(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
エネルギー保存則に基づいて求められたシリンダについてのモデルを使用して同シリンダ内の圧力を計算により推定する筒内圧力推定手段を含み、同推定されたシリンダ内の圧力に基づいて同シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を備えてなる内燃機関の吸入空気量推定装置において、
前記筒内圧力推定手段は、前記内燃機関の吸気弁が開弁する時刻から同吸気弁が閉弁する時刻までの前記シリンダ内の圧力を順次計算により推定するように構成され、
前記吸入空気量推定手段は、前記順次計算された前記シリンダ内の圧力を用いて前記筒内吸入空気量を推定するように構成された吸入空気量推定装置。
【請求項２】
エネルギー保存則に基づいて求められたシリンダについてのモデルを使用して同シリンダ内の圧力を計算により推定する筒内圧力推定手段を含み、同推定されたシリンダ内の圧力に基づいて同シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を備えてなる内燃機関の吸入空気量推定装置において、
前記筒内圧力推定手段が使用する前記シリンダについてのモデルは、Pcをシリンダ内の圧力、κを比熱比、Rを気体定数、Tmをシリンダに吸入される空気の温度、Vcをシリンダ容積、mcをシリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量とするとき、
dPc/dｔ＝(κ・R・Tm/Vc)・mc−(κ・Pc/Vc)・(dVc/dt)
なる式に基づいて構成された吸入空気量推定装置。
【請求項３】
エネルギー保存則に基づいて求められたシリンダについてのモデルを使用して同シリンダ内の圧力を計算により推定する筒内圧力推定手段を含み、同推定されたシリンダ内の圧力に基づいて同シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を備えてなる内燃機関の吸入空気量推定装置において、
前記筒内圧力推定手段が使用する前記シリンダについてのモデルは、Pcをシリンダ内の圧力、κを比熱比、Rを気体定数、Tmをシリンダに吸入される空気の温度、Vcをシリンダ容積、mcをシリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量、Qをシリンダと同シリンダ外部との間で伝達される熱量とするとき、
dPc/dｔ＝(κ・R・Tm/Vc)・mc−(κ・Pc/Vc)・(dVc/dt)＋(κ−1)・Q/Vc
なる式に基づいて構成された吸入空気量推定装置。
【請求項４】
エネルギー保存則に基づいて求められたシリンダについてのモデルを使用して同シリンダ内の圧力を計算により推定する筒内圧力推定手段を含み、同推定されたシリンダ内の圧力に基づいて同シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を備えてなる内燃機関の吸入空気量推定装置において、
前記吸入空気量推定手段は、
エネルギー保存則、運動量保存則及び質量保存則に基づいて求められた吸気弁を通過する空気についての吸気弁モデルに、前記筒内圧力推定手段によって推定された前記シリンダ内の圧力を適用することにより前記シリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量を求めるとともに、同求められた筒内吸入空気流量を同吸気弁の開弁する時刻から閉弁する時刻まで時間積分することにより前記筒内吸入空気量を推定するように構成されてなる吸入空気量推定装置。
【請求項５】
請求項４に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置であって、
前記吸入空気量推定手段は、
エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて求められた排気弁を通過する空気についての排気弁モデルを用いて前記筒内吸入空気量を推定するように構成されてなる吸入空気量推定装置。
【請求項６】
請求項１乃至請求項５の何れか一つに記載の内燃機関の吸入空気量推定装置において、
前記筒内圧力推定手段は、
前記シリンダについてのモデルを表した式をシリンダ容積が一定であると仮定して解くことにより求めた式と、前記シリンダについてのモデルを表した式を前記シリンダに吸入される空気流量が０であると仮定して解くことにより求めた式とに基づいて前記シリンダ内の圧力を推定するように構成された吸入空気量推定装置。
【請求項７】
請求項４に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置であって、
前記吸入空気量推定手段は、前記吸気弁モデルが使用する入力量を求めるために前記内燃機関のスロットルバルブを通過する空気についてのスロットルモデルを用いて同スロットルバルブを通過する空気の流量であるスロットル通過空気流量を計算式にしたがって求めるように構成され、
前記内燃機関の吸気通路内を流れる空気流量である吸入空気流量を実際に測定する吸入空気流量測定手段と、前記内燃機関の運転状態が定常運転状態であるとき、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルの計算式において使用する値を修正するスロットルモデル修正部と、を更に備えた吸入空気量推定装置。
【請求項８】
請求項７に記載の吸入空気量推定装置において、
前記スロットルモデルの計算式は、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて得られた計算式である吸入空気量推定装置。
【請求項９】
請求項８に記載の吸入空気量推定装置において、
前記スロットルモデルの計算式は、少なくとも前記内燃機関のスロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力と同吸気管内圧力に応じて決定される流量係数とを使用して前記スロットル通過空気流量を求めるように構成され、
前記スロットルモデル修正部は、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルで使用する吸気管内空気圧力を求めるとともに、前記スロットル通過空気流量を同吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と等しいと仮定し、同求められた吸気管内空気圧力と同仮定されたスロットル通過空気流量とに基いて前記流量係数の適正値を求め、同流量係数の適正値に基いて同スロットルモデルで使用される前記流量係数を修正するように構成された吸入空気流量推定装置。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関のシリンダ内に吸入される筒内吸入空気量を吸気系のモデル（シミュレーションモデル、物理モデル）に基づいて推定する吸入空気量推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関により燃焼される混合気の空燃比を所定の値とするためには、同内燃機関のシリンダ（気筒、燃焼室）内に吸入される空気の量（以下、「筒内吸入空気量Mc」と称呼する。）を精度良く求める必要がある。通常、内燃機関の吸気通路には空気流量センサが備えられ、この空気流量センサの出力値により筒内吸入空気量Mcが推定される。ところが、スロットルバルブ開度が時間的に大きく変化する等、内燃機関が過渡運転状態にある場合、前記吸入空気量センサの出力値から筒内吸入空気量Mcを精度良く求めることは困難である。そこで、近年においては、流体力学等に基づく式により表される吸気系のモデルを用いることにより、筒内吸入空気量Mcに応じた値を精度良く推定する種々の試みがなされている（例えば、特開平６−７４０７６号公報参照）。図２１は、このような吸入空気量推定装置のうち、本願の出願人が検討しているものを概念的に示していて、この吸入空気量推定装置は、電子制御スロットルモデルM10、スロットルモデルM20、吸気弁モデルM30、及び吸気管モデルM40を備えている。
【０００３】
ところで、筒内吸入空気量Mcは、吸気弁が閉弁するとき（吸気弁閉時）に確定し、その時点でのシリンダ内の圧力と比例する関係がある。また、吸気弁閉弁時のシリンダ内の圧力は吸気弁の上流の圧力、即ち吸気管内の空気圧力（吸気管圧力）Pmと等しいとみなすことができる。以上のことから、図２１に示した吸入空気量推定装置は、モデルM10〜M40により吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Pmを推定し、同推定した吸気管内空気圧力Pmから筒内吸入空気量Mcを推定するようになっている。
【０００４】
より、具体的に述べると、電子制御スロットルモデルM10は、吸気弁閉時のスロットルバルブ開度θtを推定するようになっている。スロットルモデルM20は、スロットルバルブを通過する空気流量（スロットル通過空気流量）mtを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式に基づいて得られたモデルにより推定するようになっている。
【０００５】
吸気弁モデルM30は、吸気管内空気圧力Pm、吸気管内空気温度Tm、及び吸気温度Ta等から筒内吸入空気流量mcを推定するようになっている。即ち、上述したように、筒内吸入空気流量mcは吸気管内空気圧力Pmに比例すると考えられるから、吸気弁モデルM30は経験則に基づく下記(1)式にしたがって筒内吸入空気流量mcを求める。
mc ＝（Ta/Tm）・（ｃ・Pm−ｄ）  …(1)
【０００６】
上記(1)式において、値ｃは比例係数、値ｄは筒内に残存していた既燃ガスを表す値（この値は、排気弁閉弁時の筒内ガス量と考えられる。以下、簡単に「既燃ガス量ｄ」と云う。）である。吸気弁モデルM30は、エンジン回転速度Ne、吸気弁の開閉タイミングVT、及び吸気弁最大リフト量Lmax等と、比例係数ｃ、及び既燃ガス量ｄとの関係をそれぞれ規定するテーブル（ルック−アップ−テーブル、マップ）を記憶していて、実際のエンジン回転速度Ne、実際の吸気弁開閉タイミングVT、及び吸気弁最大リフト量Lmaxと、前記記憶しているテーブルとから比例係数ｃ、及び既燃ガス量ｄを求める。また、吸気弁モデルM30は、演算時点において、後述する吸気管モデルM40により既に推定されている直前（最新）の吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Pmと吸気管内空気温度Tmとを上記(1)式に適用し、筒内吸入空気流量mcを推定する。
【０００７】
吸気管モデルM40は、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた式にしたがって、スロットルモデルM20により推定されたスロットル通過空気流量mtと、吸気弁モデルM30により推定された筒内吸入空気流量mcとを用いて、吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Pmを推定するようになっている。そして、この吸入空気量推定装置は、前記吸気管モデルM40により推定された吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Pmに基づいて筒内吸入空気量Mcを推定するようになっている。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記吸気弁モデルM30においては、エンジン回転速度Ne、吸気弁の開閉タイミングVT、及び吸気弁最大リフト量Lmax等の多数のパラメータに基づくテーブル検索により比例係数ｃと既燃ガス量ｄとを求め、これらに基づいて吸入空気流量mcを推定しているので、膨大な数に及ぶ各パラメータの組合せの全てに対し、正確な吸入空気流量mcを得るための前記比例係数ｃ、及び前記既燃ガス量ｄを定めることが難しく、また、その適合を行う際の労力が多大であるという問題がある。
【０００９】
【本発明の概要】
本発明による内燃機関の吸入空気量推定装置は、上記課題に対処するためになされたものであって、エネルギー保存則に基づいて求められたシリンダについてのモデルを使用して同シリンダ内の圧力を計算により推定する筒内圧力推定手段を含み、同推定されたシリンダ内の圧力に基づいて同シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を備える。
【００１０】
これによれば、シリンダ内の圧力（筒内圧力）が計算により求められる。また、筒内圧力が求められればシリンダに吸入される筒内吸入空気量を計算により求めることが可能となる。従って、多くのパラメータの組み合わせに対するテーブル値（上記比例係数ｃ、及び既燃ガス量ｄ等）の適合を行うことなく、筒内吸入空気量を精度良く求めることが可能となる。
【００１１】
この場合において、前記筒内圧力推定手段が使用する前記シリンダについてのモデルは、Pcをシリンダ内の圧力、κを比熱比、Rを気体定数、Tmをシリンダに吸入される空気の温度、Vcをシリンダ容積、mcをシリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量、Qをシリンダと同シリンダ外部との間で伝達される熱量とするとき、
dPc/dｔ＝(κ・R・Tm/Vc)・mc−(κ・Pc/Vc)・(dVc/dt)＋(κ−1)・Q/Vc  なる式に基づいて構成されることが好適である。
【００１２】
なお、上記式においては、前記熱量Qを無視することも好適である。かかる熱量Qは比較的小さいので、熱量Qを無視することにより、実質的にシリンダ内の圧力の推定精度を低下させることなく、より簡易な計算に基づいて同シリンダ内の圧力を推定することが可能となるからである。
【００１３】
また、前記吸入空気量推定手段は、エネルギー保存則、運動量保存則及び質量保存則に基づいて求められた吸気弁を通過する空気についての吸気弁モデルに、前記筒内圧力推定手段によって推定された前記シリンダ内の圧力を適用することにより前記シリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量を求めるとともに、同求められた筒内吸入空気流量を同吸気弁の開弁する時刻から閉弁する時刻まで時間積分することにより前記筒内吸入空気量を推定するように構成されることが好適である。即ち、この吸気弁モデルは、前記推定されたシリンダ内の圧力を用いて筒内吸入空気流量を推定する。
【００１４】
これによれば、経験則ではなく、物理法則にしたがって表されたモデル（式）により筒内吸入空気量を推定することができるので、筒内吸入空気量の推定精度を向上することができる。
【００１５】
更に、前記吸入空気量推定手段は、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて求められた排気弁を通過する空気についての排気弁モデルを用いて前記筒内吸入空気量を推定するように構成されることが好適である。
【００１６】
これによれば、排気弁を介してシリンダ内に流入する空気量も考慮されるので、筒内吸入空気量の推定精度をより向上することができる。
【００１７】
また、前記筒内圧力推定手段は、前記シリンダについてのモデルを表した式をシリンダ容積が一定であると仮定して解くことにより求めた式と、前記シリンダについてのモデルを表した式を前記シリンダに吸入される空気流量が０であると仮定して解くことにより求めた式とに基づいて前記シリンダ内の圧力を推定するように構成されることが好適である。
【００１８】
これによれば、デジタル式コンピュータによる筒内圧力を推定するための計算時間間隔を極端に短くしなくても、推定結果のハンチング現象が抑制され、その結果、シリンダ内の実際の圧力に近似した圧力値を得ることができる。
【００１９】
また、前記吸入空気量推定手段が、前記吸気弁モデルが使用する入力量を求めるために前記内燃機関のスロットルバルブを通過する空気についてのスロットルモデルを用いて同スロットルバルブを通過する空気の流量であるスロットル通過空気流量を計算式にしたがって求めるように構成され、前記吸入空気量推定装置が、前記内燃機関の吸気通路内を流れる空気流量である吸入空気流量を実際に測定する吸入空気流量測定手段と、前記内燃機関の運転状態が定常運転状態であるとき、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルの計算式において使用する値を修正するスロットルモデル修正部と、を更に備えることが好適である。
【００２０】
この場合、前記スロットルモデルの計算式は、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて得られた計算式であることが望ましい。
【００２１】
内燃機関のスロットルバルブ開度が小さい場合、同スロットルバルブ開度が僅かに変化しただけでも、スロットルバルブを通過する流量（スロットル通過空気流量)は大きく変化するので、スロットルバルブ通過空気流量はスロットルバルブや吸気管の機差（個体差、製造誤差）の影響を大きく受け、その結果、各内燃機関に対して一律に設定されたスロットルモデルはスロットル通過空気流量を精度良く推定できない場合がある。
【００２２】
従って、上記のように、スロットルモデルを修正するスロットルモデル修正部を備えることにより、吸入空気量の推定精度を一層高めることができる。具体的には、前記内燃機関の運転状態が定常運転状態であるとき、吸気通路における空気流量は部位にかかわらず一定であるから、エアフローメータ等の吸入空気流量測定手段に基いて測定される吸入空気流量と吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とは等しくなる。スロットルモデル修正部は、かかる事実を利用して前記スロットルモデルの計算式において使用する値（具体的には、流量係数）を修正し、スロットルモデルを修正する。
【００２３】
より具体的には、前記スロットルモデル修正部は、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルで使用する吸気管内空気圧力を求めるとともに、前記スロットル通過空気流量を同吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と等しいと仮定する。
【００２４】
そして、スロットルモデル修正部は、前記求められた吸気管内空気圧力と前記仮定されたスロットル通過空気流量とに基いて前記流量係数の適正値を求め、同流量係数の適正値に基いて同スロットルモデルで使用される前記流量係数を修正することにより、スロットルモデルを修正する。
【００２５】
換言すると、スロットルモデル修正部は、内燃機関の運転状態が定常運転状態にあるとき、スロットルモデルを用いることなく同スロットルモデルの入出力値を特定し、その入出力値とスロットルモデルの計算式とから流量係数を逆に求め、同求めた流量係数を以降のスロットル通過空気流量の計算に用いる。
【００２６】
これによれば、スロットルバルブ開度が急速に変化する過渡状態においても、適正な流量係数を用いてスロットル通過空気流量が求められるようになるので、筒内吸入空気量の推定精度が一層向上する。
【００２７】
【発明の実施の形態】
以下、本発明による内燃機関の吸入空気量推定装置を含む燃料噴射量制御装置の実施形態について図面を参照しつつ説明する。図１は、本発明の第１実施形態に係る燃料噴射量制御装置を火花点火式多気筒（例えば、４気筒）内燃機関１０に適用したシステムの概略構成を示している。
【００２８】
内燃機関１０は、シリンダブロック、シリンダブロックロワーケース、及びオイルパン等を含むシリンダブロック部２０と、シリンダブロック部２０の上に固定されるシリンダヘッド部３０と、シリンダブロック部２０にガソリン混合気を供給するための吸気系統４０と、シリンダブロック部２０からの排ガスを外部に放出するための排気系統５０とを含んでいる。
【００２９】
シリンダブロック部２０は、シリンダ２１、ピストン２２、コンロッド２３、及びクランク軸２４を含んでいる。ピストン２２はシリンダ２１内を往復動し、ピストン２２の往復動がコンロッド２３を介してクランク軸２４に伝達され、これにより同クランク軸２４が回転するようになっている。シリンダ２１とピストン２２のヘッドは、シリンダヘッド部３０とともに燃焼室２５を形成している。
【００３０】
シリンダヘッド部３０は、燃焼室２５に連通した吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を駆動するインテークカムシャフトを含むとともに同インテークカムシャフトの位相角及び同吸気弁３２のバルブリフト量（最大バルブリフト量）を連続的に変更し得る吸気弁制御装置３３、吸気弁制御装置３３のアクチュエータ３３ａ、燃焼室２５に連通した排気ポート３４、排気ポート３４を開閉する排気弁３５、排気弁３５を駆動するエキゾーストカムシャフト３６、点火プラグ３７、点火プラグ３７に与える高電圧を発生するイグニッションコイルを含むイグナイタ３８、及び燃料を吸気ポート３１内に噴射するインジェクタ（燃料噴射手段）３９を備えている。
【００３１】
吸気系統４０は、吸気ポート３１に連通し同吸気ポート３１とともに吸気通路を形成するインテークマニホールドを含む吸気管４１、吸気管４１の端部に設けられたエアフィルタ４２、吸気管４１内にあって吸気通路の開口断面積を可変とするスロットルバルブ４３、及びスワールコントロールバルブ（以下、「ＳＣＶ」と称呼する。）４４を備えている。スロットルバルブ４３は、ＤＣモータからなるスロットルバルブアクチュエータ４３ａにより吸気管４１内で回転駆動されるようになっている。ＳＣＶ４４は、前記スロットルバルブ４３よりも下流で前記インジェクタ３９よりも上流の位置にて前記吸気管４１に対し回動可能に支持されるとともに、ＤＣモータからなるＳＣＶアクチュエータ４４ａにより回転駆動されるようになっている。
【００３２】
図２は、一つの気筒（特定の気筒）の燃焼室２５、及び同燃焼室２５の近傍部分の概略平面図である。図２に示したように、前記吸気ポート３１は、実際には各気筒に一対ずつ設けられた吸気ポート３１ａ，３１ｂからなっている。吸気ポート３１ａは、燃焼室２５内にスワール（旋回流）を発生させるようにヘリカル状に形成され所謂スワールポートを構成し、吸気ポート３１ｂは所謂ストレートポートを構成している。吸気管４１のサージタンク（図１において符号SGにより示す。）から各燃焼室２５に至る部分（即ち、インテークマニホールドの一部）には、吸気管４１の長手方向に沿って伸びる隔壁４１ａが形成されていて、これにより吸気管４１は吸気ポート３１ａに連通する第１インテークマニホールド４５と、吸気ポート３１ｂに連通する第２インテークマニホールド４６とに区画されている。隔壁４１ａの適宜個所には第１，第２インテークマニホールド４５，４６を連通する連通路４１ｂが形成されていて、前記インジェクタ３９は同連通路４１ｂの近傍位置に固定され、吸気ポート３１ａ，３１ｂに向けて燃料を噴射するようになっている。
【００３３】
前記ＳＣＶ４４は、第２インテークマニホールド４６に備えられている。従って、ＳＣＶ４４が第２インテークマニホールド４６を閉塞すると、空気（混合気）が主として吸気ポート３１ａを通過して燃焼室２５内に吸入され、同燃焼室２５内にスワールが発生し、これにより超希薄空燃比での燃焼が可能となる。一方、ＳＣＶ４４が第２インテークマニホールド４６を開放すると、空気が両吸気ポート３１ａ，３１ｂを通過して燃焼室２５内に吸入され、これにより、燃焼室２５に吸入される空気量が増加し、機関の出力を増大させることが可能となる。
【００３４】
再び図１を参照すると、排気系統５０は、排気ポート３４に連通したエキゾーストマニホールド５１、エキゾーストマニホールド５１に接続されたエキゾーストパイプ５２、及びエキゾーストパイプ５２に介装された触媒コンバータ（三元触媒装置）５３を備えている。
一方、このシステムは、熱線式エアフローメータ６１、吸気温センサ６２、大気圧センサ（スロットルバルブ上流圧力センサ）６３、スロットルポジションセンサ６４、SCV開度センサ６５、カムポジションセンサ６６、吸気弁リフト量センサ６７、クランクポジションセンサ６８、水温センサ６９、空燃比センサ（Ｏ2センサ）７０、及びアクセル開度センサ７１を備えている。
【００３５】
エアフローメータ６１は、内燃機関１０の吸気通路内を流れる空気流量である吸入空気流量を実際に測定する吸入空気流量測定手段を構成するものであって、概略斜視図である図３に示したように、吸気管４１内を流れる吸入空気の一部をバイパスさせるバイパス通路と、このバイパス通路にバイパスされた吸入空気の質量流量を計測する熱線計量部６１ａと、計測された質量流量に応じた電圧Vgを出力する信号処理部６１ｂとからなっている。熱線計量部６１ａは、その拡大斜視図である図４に示したように、白金熱線からなる吸気温計測用抵抗（ボビン部）６１ａ１と、同吸気温計測用抵抗６１ａ１を前記信号処理部６１ｂに連結して保持するサポート部６１ａ２と、加熱用抵抗（ヒータ）６１ａ３と、同加熱用抵抗６１ａ３を前記信号処理部６１ｂに連結して保持するサポート部６１ａ４とを備えている。信号処理部６１ｂは、吸気温計測用抵抗６１ａ１と加熱用抵抗６１ａ３とで構成されるブリッジ回路を有し、このブリッジ回路により吸気温計測用抵抗６１ａ１と加熱用抵抗６１ａ３との温度差を常に一定に維持するように同加熱用抵抗６１ａ３に供給する電力を調整するとともに、この供給する電力を前記電圧Vgに変換して出力するようになっている。エアフローメータ６１の出力Vgと吸入空気流量mtAFMの関係は図５に示したとおりである。
【００３６】
吸気温センサ６２は、エアフローメータ６１内に備えられていて、吸入空気の温度を検出し、吸気温度Taを表す信号を出力するようになっている。大気圧センサ６３は、スロットルバルブ４３の上流の圧力（即ち、大気圧）を検出し、スロットルバルブ上流圧力Paを表す信号を出力するようになっている。スロットルポジションセンサ６４は、スロットルバルブ４３の開度（スロットルバルブ開度）を検出し、スロットルバルブ開度TAを表す信号を出力するようになっている。SCV開度センサ６５は、ＳＣＶ４４の開度を検出し、ＳＣＶ開度θivを表す信号を出力するようになっている。
【００３７】
カムポジションセンサ６６は、インテークカムシャフトが９０°回転する毎に（即ち、クランク軸２４が１８０°回転する毎に）一つのパルスを有する信号（Ｇ２信号）を発生するようになっている。吸気弁リフト量センサ６７は、吸気弁３１のリフト量を検出し、吸気弁が全閉のとき「０」の値をとる吸気弁リフト量Lを表す信号を出力するようになっている。クランクポジションセンサ（エンジン回転速度センサ）６８は、クランク軸２４が１０°回転する毎に幅狭のパルスを有するとともに同クランク軸２４が３６０°回転する毎に幅広のパルスを有する信号を出力するようになっている。この信号は、エンジン回転速度Neを表す。水温センサ６９は、内燃機関１０の冷却水の温度を検出し、冷却水温THWを表す信号を出力するようになっている。Ｏ2センサ７０は、触媒コンバータ５３に流入する排ガス中の酸素濃度に応じた信号（排ガスの空燃比に応じた値）を出力するようになっている。アクセル開度センサ７１は、運転者によって操作されるアクセルペダルの操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。
【００３８】
電気制御装置８０は、互いにバスで接続されたＣＰＵ８１、ＣＰＵ８１が実行するプログラム、テーブル（マップ）、定数等を予め記憶したＲＯＭ８２、ＣＰＵ８１が必要に応じてデータを一時的に格納するＲＡＭ８３、電源が投入された状態でデータを格納するとともに同格納したデータを電源が遮断されている間も保持するバックアップＲＡＭ８４、及びＡＤコンバータを含むインターフェース８５等からなるマイクロコンピュータである。インターフェース８５は、前記センサ６１〜７１と接続され、ＣＰＵ８１にセンサ６１〜７１からの信号を供給するとともに、同ＣＰＵ８１の指示に応じて吸気弁制御装置３３のアクチュエータ３３ａ、イグナイタ３８、インジェクタ３９、スロットルバルブアクチュエータ４３ａ、及びＳＣＶアクチュエータ４４ａに駆動信号を送出するようになっている。
【００３９】
次に、上記のように構成された燃料噴射量制御装置によるシミュレーションモデルを用いた燃料噴射量の決定方法（筒内吸入空気量Mcの推定方法）について説明する。以下に述べる処理は、ＣＰＵ８１がプログラムを実行することによりなされる。
【００４０】
（燃料噴射量fcの決定方法・筒内吸入空気量の推定方法）
燃料噴射量制御装置は、吸気行程にある気筒の吸気弁３２が閉じる前に同気筒に対して燃料を噴射しなければならない。また、燃焼室２５内に直接的に燃料を噴射する形式の内燃機関であっても、吸気行程が終了する前に燃料を噴射する必要がある。このため、燃料噴射量制御装置は、吸気弁３２が閉じた時点で（即ち、吸気弁閉時に）同気筒内に吸入されているであろう筒内吸入空気量Mcを吸気弁が閉弁する前に予測し、下記(2)式に基づいて燃料噴射量（基本噴射量）fcを決定する。(2)式において、Ｋは運転状態に応じて変化する設定空燃比に基づく係数である。
fc ＝Ｋ・Mc  …(2)
【００４１】
より具体的に述べると、燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）は、図６に示したように、電子制御スロットルモデルM1、スロットルモデルM2、吸気管モデルM3、吸気弁モデルM4、及びシリンダモデルM５のシミュレーションモデルを用いて筒内吸入空気量Mcを推定する。なお、シリンダモデルM5は筒内圧力推定手段として機能し、同シリンダモデルM5を含みモデルM1〜M5はシリンダ２１内に吸入される吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を構成する。
【００４２】
（電子制御スロットルモデルM1）
電子制御スロットルモデルM1は、現時点までのアクセルペダル操作量Accpに基づいて現時点から所定時間T0先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtを推定するモデルである。本実施形態においては、スロットルバルブ電子制御ロジックA１にて、アクセル開度センサ７１により検出されたアクセルペダル操作量Accpと、図７に示したアクセルペダル操作量Accpと目標スロットルバルブ開度θｒとの関係を規定するテーブルとに基づいて暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１が求められ、この暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を所定時間T（例えば、６４msec）だけ遅延させた値が最終的な目標スロットルバルブ開度θｒとして決定される。そして、スロットルバルブ電子制御ロジックA１（電気制御装置８０）は、実際のスロットルバルブ開度TAが目標スロットルバルブ開度θｒとなるようにスロットルバルブアクチュエータ４３ａに対して駆動信号を送出する。
【００４３】
このように、目標スロットルバルブ開度θｒは、現時点から所定時間Tだけ前の時点におけるアクセルペダル操作量Accpに応じて決定された暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１と等しいから、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける目標スロットルバルブ開度θｒは現時点から時間（T−T0）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１と等しい。また、現時点から時間（T−T0）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１は、スロットルバルブアクチュエータ４３ａの作動遅れ時間を無視すれば、スロットルバルブ開度θtと等しい。このような考えに基づき、電子制御スロットルモデルM1は、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtを推定する。即ち、現時点から時間（T−T0）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtとして推定する。なお、スロットルバルブアクチュエータ４３ａの作動遅れ時間を考慮に加えて、スロットルバルブ開度θtを推定してもよい。
【００４４】
（スロットルモデルM2）
スロットルモデルM2は、スロットルバルブ４３を通過する空気流量（スロットル通過空気流量）mtを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式等の物理法則に基づいて得られた下記(3)式及び下記(4)式に基づいて推定するモデルである。下記(3)式及び下記(4)式において、Ct（θt）はスロットルバルブ開度θtに応じて変化する流量係数、At（θt）はスロットルバルブ開度θtに応じて変化するスロットル開口面積（吸気管４１の開口面積）、Paはスロットルバルブ上流圧力（即ち、大気圧）、Pmは吸気管内空気圧力（吸気管圧力）、Taは吸気温度（大気温度）、Tmはスロットルバルブ４３の下流の吸気管内空気温度、Rは気体定数、及びκは比熱比（以下、κを一定値として扱う。）である。スロットルモデルM2は、スロットルバルブ上流圧力Paが吸気管内空気圧力Pmより大きい順流の場合に(3)式を使用し、スロットルバルブ上流圧力Paが吸気管内空気圧力Pmより小さい逆流の場合に(4)式を使用する。
【数１】
0003963171.tif 000002
【数２】
0003963171.tif 000003
【００４５】
上記(3)式及び(4)式において、θtは電子制御スロットルモデルM1により推定された現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける推定スロットルバルブ開度である。スロットルモデルM2は、スロットルバルブ開度θtと流量係数Ct（θt）との関係を規定した図８に示すテーブルと前記推定したスロットルバルブ開度θtとを用いて流量係数Ct（θt）を求めるとともに、スロットルバルブ開度θtと開口面積At（θt）との関係を規定した図９に示すテーブルと前記推定したスロットルバルブ開度θtとを用いて開口面積At（θt）を求める。なお、スロットルモデルM2は、スロットルバルブ開度θtと、流量係数Ct（θt）と開口面積At（θt）の積値Ct（θt）・At（θt）との関係を規定した図１０に示すテーブル、及び前記推定したスロットルバルブ開度θtを用いて積値Ct（θt）・At（θt）を一時に求めるように構成してもよい。また、スロットルモデルM2は、スロットルバルブ開度θt及び吸気管内空気圧力Pmと流量係数Ct（θt,Pm）との関係を規定したテーブルMapCt（θt,Pm）と、前記推定したスロットルバルブ開度θt及び後述する吸気管モデルM3から取得される吸気管内空気圧力Pmと、を用いて流量係数Ct（θt,Pm）を求めるように構成されていてもよい。
【００４６】
また、スロットルモデルM2は、スロットルバルブ上流圧力Pa、及び吸気温度Taを大気圧センサ６３、及び吸気温センサ６２からそれぞれ取得するとともに、吸気管内空気圧力Pmと吸気管内空気温度Tmとを後述する吸気管モデルM3から取得し、これらの値を用いて上記(3)式又は(4)式を計算し、時刻ｔにおけるスロットル通過空気流量mtを推定する。
【００４７】
ここで、上記スロットルモデルM2を記述した(3)式及び(4)式の導出過程について説明する。いま、スロットルバルブ４３の上流の開口断面積をAu、空気密度をρu、空気の流速をvuとし、スロットルバルブ４３による吸気管４１の開口断面積をAd、そこでの空気密度をρd、スロットルバルブ４３を通過する空気の流速をvdとすると、スロットル通過空気流量mtは、下記(5)式で表される。(5)式は質量保存則を記述した式と言える。
mt＝Ad・ρd・vd＝Au・ρu・vu  …(5)
【００４８】
一方、運動エネルギーは、空気の質量をmとすると、スロットルバルブ４３の上流でm・vu2／２であり、スロットルバルブ４３を通過する場所でm・vd2／２である。他方、熱エネルギーは、スロットルバルブ４３の上流でm・Cp・Tuであり、スロットルバルブ４３を通過する場所でm・Cp・Tdである。従って、エネルギー保存則により、下記(6)式が得られる。なお、Tuはスロットルバルブ上流の空気温度、Tdはスロットルバルブ下流の空気温度、Cpは定圧比熱である。m・vu2／２＋m・Cp・Tu＝m・vd2／２＋m・Cp・Td  …(6)
【００４９】
ところで、状態方程式は下記(7)式、比熱比κは下記(8)式、マイヤーの関係は下記(9)式で示されるから、(7)式〜(9)式よりCp・Tは下記(10)式のように表される。なお、Pは気体の圧力、ρは気体の密度、Tは気体の温度、Rは気体定数、Cvは定容比熱である。
P＝ρ・R・T  …(7)
κ＝Cp／Cv  …(8)
Cp＝Cv＋R  …(9)
Cp・T＝｛κ/(κ-1)｝・(P／ρ)  …(10)
【００５０】
上記(10)式の関係を用いて上記エネルギー保存則に基づく(6)式を書換えると、下記(11)式が得られる。
vu2/２+｛κ/(κ-1)｝・(Pu/ρu)
＝vd2/２+｛κ/(κ-1)｝・(Pd/ρd)…(11)
【００５１】
そして、スロットルバルブ４３の無限上流を考えると、Au＝∞、vu＝０であるから、エネルギー保存則に基づく上記(11)式は下記(12)式に書き換えられる。
｛κ/(κ-1)｝・(Pu／ρu)
＝vd2／２＋｛κ/(κ-1)｝・(Pd／ρd)  …(12)
【００５２】
次に、運動量について記述する。断面積Auの部分に加わる圧力をPu、断面積Adの部分に加わる圧力をPd、断面積Auの部分と断面積Adの部分との間をつなぐ固定された空間の平均圧力をPmeanとすると、下記(13)式が得られる。
ρd・vd2・Ad−ρu・vu2・Au
＝Pu・Au−Pd・Ad＋Pmean・（Ad−Au）  …(13)
【００５３】
上記(13)式で、Au＝∞、vu＝０を考慮すると、下記(14)式が得られるので、同(14)式と上記(13)式とから下記(15)式の運動量に関する関係（運動量保存則に基づく関係）が得られる。
Pmean＝Pｕ  …(14)
ρd・vd2＝Pu−Pd  …(15)
【００５４】
従って、上記(5)式、上記(12)式、及び上記(15)式から、下記(16)式が得られる。
【数３】
0003963171.tif 000004
【００５５】
上記(16)式において、Puはスロットルバルブ上流圧力Paであり、Pdは吸気管内空気圧力Pmであるから、流量係数をCt(θt)を（適合のための係数として）導入し、開口断面積Adを開口面積At(θt)とおきなおして整理すると、上記(3)式が得られる。上記(4)式の導出過程は、上記(3)式の導出過程と同様であるので省略する。
【００５６】
（吸気管モデルM3）
吸気管モデルM3は、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた下記(17)式及び下記(18)式、スロットル通過空気流量mt、スロットル通過空気温度（即ち、吸入空気温度）Ta、及び吸気管から流出する空気流量mc（即ち、シリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量）から、吸気管内空気圧力Pm、及び吸気管内空気温度Tmを求めるモデルである。なお、下記(17)式、及び下記(18)式において、Vmはスロットルバルブ４３から吸気弁３２までの吸気管４１（以下、単に「吸気管部」と称呼する。）の容積である。
d(Pm/Tm)/dt＝(R/Vm)・(mt−mc)  …(17)
dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ta−mc・Tm)  …(18)
【００５７】
吸気管モデルM3は、上記(17)式、及び上記(18)式におけるスロットル通過空気流量mtをスロットルモデルM2から取得し、筒内吸入空気流量mcを後述する吸気弁モデルM4から取得する。そして、(17)式及び(18)式に基づく計算を行って時刻ｔの吸気管内空気圧力Pm、及び時刻ｔの吸気管内空気温度Tmを求める。
【００５８】
ここで、上記吸気管モデルM3を記述した(17)式及び(18)式の導出過程について説明する。いま、吸気管部の総空気量をMとすると、総空気量Mの時間的変化は、吸気管部に流入する空気量に相当するスロットル通過空気流量mtと同吸気管部から流出する空気量に相当する筒内吸入空気流量mcの差であるから、質量保存則に基づく下記(19)式が得られる。
dM／dt＝mt−mc  …(19)
【００５９】
また、状態方程式は下記(20)式となるから、上記(19)式と下記(20)式とから総空気量Mを消去することにより、質量保存則に基づく上記(17)式が得られる。
Pm・Vm＝M・R・Tm  …(20)
【００６０】
次に、吸気管部に関するエネルギー保存則について検討すると、この場合、吸気管部の容積Vmは変化せず、また、エネルギーの殆どが温度上昇に寄与する（運動エネルギーは無視し得る）と考えられる。従って、吸気管部の空気のエネルギーM・Cv・Tmの時間的変化量は、同吸気管部に流入する空気のエネルギーCp・mt・Taと同吸気管部から流出する空気のエネルギーCp・mc・Tmとの差に等しいので、下記(21)式が得られる。
d(M・Cv・Tm)／dt＝Cp・mt・Ta−Cp・mc・Tm  …(21)
【００６１】
この(21)式を、上記(8)式（κ＝Cp／Cv）と、上記(20)式（Pm・Vm＝M・R・Tm）とを用いて変形することにより、上記(18)式が得られる。
【００６２】
（吸気弁モデルM4）
吸気弁モデルM4は、吸気弁３２の周囲を通過する空気流量（即ち、筒内吸入空気流量）mcを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式等に基づいて得られた下記(22)式及び下記(23)式にしたがって推定するモデルである。(22)，(23)式の導出過程は、上記スロットルモデルM2の場合と同様である。(22)式及び(23)式において、Cv（L）は吸気弁３２のリフト量Lに応じて変化する流量係数、Av（L）は同リフト量Lに応じて変化する吸気弁３２の周囲に形成される開口の面積、及びPｃは筒内圧力（シリンダ２１内の圧力Pc）である。吸気弁モデルM4は、吸気管内空気圧力Pmが筒内圧力Pcより大きい順流の場合に(22)式を使用し、吸気管内空気圧力Pmが筒内圧力Pcより小さい逆流の場合に(23)式を使用する。
【数４】
0003963171.tif 000005
【数５】
0003963171.tif 000006
【００６３】
吸気弁モデルM4は、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおけるバルブリフト量L(t)を吸気弁リフト量センサ６７が検出している現時点のバルブリフト量Lと、エンジン回転速度Neとに基づいて推定する。そして、バルブリフト量Lと積値Cv（L）・Av（L）との関係を規定した図１１に示したテーブルと、前記推定したバルブリフト量L(t)とに基づいて、上記(22)式及び上記(23)式にて使用する積値Cv（L）・Av（L）を求める。
【００６４】
また、吸気弁モデルM4は、吸気管内空気圧力Pmと吸気管内空気温度Tmとを吸気管モデルM3から取得するとともに、筒内圧力Pcと筒内空気温度Tcを後述するシリンダモデルM5から取得し、これらの変数を用いて上記(22)式又は上記(23)式を計算することで、時刻ｔにおける筒内吸入空気流量mcを推定する。
【００６５】
（シリンダモデルM５）
シリンダモデルM５は、シリンダ２１についてのエネルギー保存則に基づいた下記(24)式にしたがって、筒内圧力Pcと筒内空気温度Tcを求めるモデルである。図１２に示したように、下記(24)式におけるVcはシリンダ２１の容積、Tmはシリンダ２１に吸入される空気の温度Tiと等しい吸気管内空気温度、mcはシリンダ２１内（筒内）に吸入される空気流量miと等しい前記吸気管部から流出する空気流量、Qはシリンダ２１と同シリンダ２１外部（シリンダ壁面、吸気ポート等）との間で伝達される熱量（熱量の時間的変化量、熱の流れ）である。
【数６】
0003963171.tif 000007
【００６６】
上記(24)式における時刻ｔの筒内吸入空気流量mcは吸気弁モデルM4（上記(22)式又は上記(23)式）により与えられ、同時刻ｔの吸気管内空気温度Tmは吸気管モデルM3により与えられる。また、時刻ｔのシリンダ容積Vcはクランク角度に基づいて知ることができるので、上記(24)式の右辺第３項（熱量の項）を無視すれば、理論上、上記(24)式を用いて時刻ｔにおける筒内圧力Pcを得ることができる。
【００６７】
ここで、上記(24)式の導出過程について説明する。先ず、Eを筒内のエネルギー、hをエンタルピー、Wをピストンに対する仕事とすると、シリンダ２１についてエネルギー保存則により下記(25)式を得ることができる。
dE／dt＝mc・h−dW／dt＋Q  …(25)
【００６８】
いま、内部エネルギーをuとすれば下記(26)式が成立し、状態方程式は下記(27)式の通りである。また、比熱比κの式である上記(8)式（κ＝Cp／Cv）と、マイヤーの関係式である上記(9)式（Cp＝Cv＋Ｒ）とから、下記(28)式及び下記(29)式が成立する。なお、Mcyをシリンダ２１内の空気量とする。
【００６９】
u＝Cv・Tc  …(26)
Mcy・Tc＝Pc・Vc／R  …(27)
Cv＝R／（κ−１）  …(28)
Cp＝κ・R／（κ−１）  …(29)
【００７０】
従って、(26)式〜(28)式から(25)式の左辺dE／dtについて、下記(30)式が成立する。
dE／dt＝d(Mcy・u)／dt
＝d(Mcy・Cv・Tc)/dt
＝d｛Pc・Vc/（κ−1）｝/dt  …(30)
【００７１】
一方、(25)式の右辺第１項mc・hについて、下記(31)式のエンタルピーの定義と上記(29)式から、下記(32)式が成立する。
h＝Cp・Tm  …(31)
mc・h＝mc・｛κ・R／（κ−１）｝・Tm  …(32)
【００７２】
更に、仕事Wは下記(33)式で表されるから、上記(25)式の右辺第２項dW／dtについて下記(34)式が成立する。
dW＝Pc・dVc  …(33)
dW／dt＝Pc・dVc／dt  …(34)
【００７３】
(30)式、(32)式、及び(34)式で(25)式を書き直して整理すると上記(24)式が得られる。
また、シリンダモデルM5は、筒内空気温度Tcを状態方程式である下記(35)式にしたがって求める。(35)式のMc1は、(22)式又は(23)式の筒内吸入空気流量mcを吸気弁３２が開弁してから筒内空気温度Tcを求める時点まで時間積分して求める。
Tc＝(Pc・Vc)／(Mc1・R)  …(35)
【００７４】
上記原理によれば、シリンダモデルM5の上記(24)式、及び上記(35)式により筒内圧力Pc、及び筒内空気温度Tcがそれぞれ求められ、これらに基づいて(22)式又は(23)式により筒内吸入空気流量mcが得られる。従って、本燃料噴射量制御装置は、筒内吸入空気流量mcを吸気弁２３が開弁した時刻toから同吸気弁３２が閉弁する時刻tfまで時間積分することにより一吸気行程にてシリンダ２１内に吸入される筒内吸入空気量Mc（吸入空気総量Smc）を推定し、この値Mcと上記(2)式とに基づいて燃料噴射量fcを決定する。
【００７５】
（電気制御装置８０に実装する上での改良）
上記(24)式の右辺第３項の熱伝達Qは、値が小さく無視することができるので、通常は上記(24)式を下記(36)式のように離散化して電気制御装置８０に実装する。ここで、Δtは筒内圧力Pcの計算時間間隔である。
【数７】
0003963171.tif 000008
【００７６】
しかしながら、この手法により実際に筒内圧力Pcを求めてみると、図１３の一点鎖線で示したように、同筒内圧力Pcは離散化の影響を受けて大きく変動し、真値と大きく異なってしまうことが判明した。そこで、本実施形態においては、(24)式の右辺第３項の値Qを無視するとともに、便宜上、（１）シリンダの容積を一定と仮定した場合（dVc＝０）、及び（２）筒内吸入空気流量が０である（mc＝０）と仮定した場合に分け、それぞれの仮定下で(24)式を解析的に解くことで筒内圧力Pcを求めることとした。以下、詳述する。
【００７７】
（１）シリンダの容積を一定と仮定した場合（dVc＝０）
この仮定下では、上記(24)式は下記(37)式の微分方程式となり、同(37)式を解くと下記(38)式が得られる。
【数８】
0003963171.tif 000009
【数９】
0003963171.tif 000010
【００７８】
上記(38)式において、θ0＝cos-1(1)である。この(38)式から、筒内圧力Pcは正弦波状に変化することが解る。一方。上記(37)式のEuler近似は、下記(39)式となる。
【数１０】
0003963171.tif 000011
また、筒内圧力Pcが吸気管内空気圧力Pmより大きくなることはないから、下記(40)式が成立する。従って、(39)式と(40)式とから下記(41)式が成立する。
【数１１】
0003963171.tif 000012
【数１２】
0003963171.tif 000013
【００７９】
更に、θが１に比べて極めて小さい（θ＜＜１）とき、下記(42)式が成立するから、上記(41)式と下記(42)式を上記(39)式に適用して下記(43)式を得ることができる。なお、下記(43)式における筒内吸入空気流量mcは上記(22)式、及び上記(23)式により求める。
【数１３】
0003963171.tif 000014
【数１４】
0003963171.tif 000015
【００８０】
（２）筒内吸入空気量がない（mc＝０）と仮定した場合
この仮定下では、上記(24)式は下記(44)式の微分方程式となる。また、この場合、断熱膨張として扱えるから下記(45)式が成立する。
【数１５】
0003963171.tif 000016
【数１６】
0003963171.tif 000017
【００８１】
以上から、下記(46)式が導かれる。
【数１７】
0003963171.tif 000018
【００８２】
上記(43)式、及び上記(46)式により求められる筒内圧力Pcを、図１３においてそれぞれ実線、及び二点鎖線により示す。筒内圧力Pcは、吸気管内空気圧力Pmに近似した値となると予想されることから、本実施形態においては、吸気管内空気圧力Pmにより近い上記(43)式により得られる筒内圧力P’c(t)を最終的に求める筒内圧力Pcとして採用する。
【００８３】
また、一吸気行程での筒内吸入空気量Mcは、(22)式又は(23)式で与えられる筒内吸入空気流量mcを吸気弁２３が開弁した時刻toから同吸気弁３２が閉弁する時刻tfまで時間積分することにより求められると述べたが、シミュレーションの結果、エネルギー保存則に基づく上記(24)式を時刻toから時刻tfまで時間積分して整理した下記(47)式により求めた方が精度が高くなることが判明した。なお、Pc(to)、及びVc（to）は、それぞれ吸気弁開弁時の筒内圧力Pc(t)、及びシリンダ容積Vc（t）であり、Pc(tf)、及びVc（tf）は、それぞれ吸気弁閉弁時の筒内圧力Pc(t)、及びシリンダ容積Vc（t）である。
【数１８】
0003963171.tif 000019
【００８４】
したがって、本実施形態は、(47)式を離散化した下記(48)式に基づいて筒内吸入空気量Mcを求める。
【数１９】
0003963171.tif 000020
【００８５】
（作動）
次に、電気制御装置８０が筒内吸入空気量Mcを推定するとともに、燃料噴射量fcを決定する際の実際の作動について説明する。
【００８６】
（スロットルバルブ制御）
電気制御装置８０のＣＰＵ８１は、図１４にフローチャートにより示したスロットルバルブ開度を制御するためのルーチンを所定時間（１msec）の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングとなると、ＣＰＵ８１はステップ１４００から処理を開始し、ステップ１４０５に進んでアクセルペダル操作量Accp読み込む。次いで、ＣＰＵ８１はステップ１４１０に進み、同ステップ１４１０にて図７と同じテーブルを用いることにより上記読み込んだアクセルペダル操作量Accpに基づく暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を求める。
【００８７】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１４１５に進んで変数Ｉを「６４」に設定し、続くステップ１４２０にて記憶値θｒ（Ｉ）にθｒ（Ｉ−１）の値を格納する。現時点では、変数Ｉは「６４」であるから、記憶値θｒ（６４）に記憶値θｒ（６３）の値が格納される。次いで、ＣＰＵ８１はステップ１４２５に進み、変数Ｉが「１」と等しくなったか否かを判定する。この場合、変数Ｉの値は「６４」であるから、ＣＰＵ８１はステップ１４２５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１４３０に進み、同ステップ１４３０にて変数Ｉの値を「１」だけ減少し、その後上記ステップ１４２０に戻る。この結果、ステップ１４２０が実行されると、記憶値θｒ（６３）に記憶値θｒ（６２）の値が格納される。このような処理は、変数Ｉの値が「１」となるまで繰り返し実行される。
【００８８】
その後、ステップ１４３０の処理が繰り返されて変数Ｉの値が「１」となると、ＣＰＵ８１はステップ１４２５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４３５に進み、同ステップ１４３５にて前記ステップ１４１０にて求めた現時点における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を記憶値θｒ（０）に格納する。以上により、現時点からＩmsec前（０msec≦Ｉmsec≦６４msec，Iは整数）の暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ（Ｉ）(Ｉ＝６４，６３，６２，・・・，２，１，０）がＲＡＭ８３内に記憶されることになる。
【００８９】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１４４０に進み、同ステップ１４４０にて記憶値θｒ（６４）を最終的な目標スロットルバルブ開度θｒとして設定し、続くステップ１４４５にて実際のスロットルバルブ開度が目標スロットルバルブ開度θｒと等しくなるように、スロットルバルブアクチュエータ４３ａに対し駆動信号を出力し、その後ステップ１４９５にて本ルーチンを一旦終了する。
【００９０】
以降においても、上記ルーチンの処理は１msecの経過毎に実行される。この結果、実際のスロットルバルブ開度が、所定時間T（＝６４msec）前のアクセルペダル操作量Accpに基づく目標スロットルバルブ開度θｒと等しくなるように制御される。これにより、上記電子制御スロットルモデルM1は、現時点から時間（T−T0）前の目標スロットルバルブ開度θ（T-T0)を、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtとして推定する。
【００９１】
（スロットル通過空気流量mt、吸気管内空気圧力Pm、吸気管内空気温度Tm推定）
ＣＰＵ８１は、図１５にフローチャートにより示したルーチンを所定時間（８msec）の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ８１はステップ１５００から処理を開始し、ステップ１５０５に進んで図１０に示したテーブルと同じテーブルと、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける推定スロットルバルブ開度θtとを用いて流量係数Ct（θt）と開口面積At（θt）の積値Ct（θt）・At（θt）を求める。
【００９２】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１５１０に進み、同ステップ１５１０にて上記(3)式、又は上記(4)式（スロットルモデルM2）にしたがってスロットル通過空気流量mtを推定する。この推定で使用されるスロットルバルブ上流圧力Pa、及び吸気温度Taは、それぞれ大気圧センサ６３、及び吸気温センサ６２から取得される。また、吸気管内空気圧力Pm(k-1)、及び吸気管内空気温度Tm(k-1)は、前回の本ルーチン実行時において後述するステップ１５１５にて求められた値Pm(k)、及びTm(k)である。
【００９３】
次にＣＰＵ８１はステップ１５１５に進み、上記(17)式及び上記(18)式を積分して離散化した下記(49)式及び下記(50)式に基づいて吸気管内空気圧力Pm（ｋ）、及び吸気管内空気温度Tm（ｋ）を求める。なお、添え字（k-1）が付された値は前回本ルーチンを実行した際に求めた値を表し、Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、８msec）である。
【００９４】
【数２０】
0003963171.tif 000021
【数２１】
0003963171.tif 000022
【００９５】
実際には、上記(49)式にてPm/Tmを求め、これと上記(50)式により求めたPmとからTmを求める。なお、(49)式及び(50)式におけるmcAVE(k-1)は、後述する１msecルーチンで求められる筒内吸入空気流量mcの平均値である。
【００９６】
（筒内圧力Pc、筒内吸入空気流量mc、筒内吸入空気量Mc等の推定）
ＣＰＵ８１は、図１６にフローチャートにより示したルーチンを所定時間（１msec）の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ８１はステップ１６００から処理を開始し、ステップ１６０５に進んで前記時刻ｔにおけるバルブリフト量Lと、図１１に示したテーブルと同じテーブルとに基づいて、上記(22)式及び(23)式にて使用する積値Cv（L）・Av（L）を求め、続くステップ１６１０にて同(22)式又は同(23)式にしたがって筒内吸入空気流量mc（t）を計算する。
【００９７】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１６１５に進み、同ステップ１６１５にて上記(43)式にしたがって筒内圧力P’c(t+Δt)を求める。Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、１msec）である。また、Pm（k）、及びTm(k)は、前述のステップ１５１５にてそれぞれ求められた吸気管内空気圧、及び吸気管内空気温度である。Pc(t)は前回の本ルーチン実行時において後述するステップ１６２５で設定された値であり、mc(t)は前記ステップ１６１０で求められた値である。
【００９８】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１６２０に進み、上記(46)式にしたがって筒内圧力Pc(t+Δt)を求め、続くステップ１６２５にて今回求めた筒内圧力P’c(t+Δt)、及び筒内圧力Pc(t+Δt)を、次回の本ルーチンの演算のためにそれぞれ筒内圧力P’c(t)、及び筒内圧力Pc(t)に格納する。
【００９９】
次いで、ＣＰＵ８１は図１７に示したステップ１７０５に進み、時刻ｔが吸気弁２３が閉状態から開状態へと変化した直後の時点であるか否かを判定し、閉状態から開状態へと変化した直後であれば、ステップ１７１０にて変数Ｚの値を「０」として初期化し、ステップ１７１５にてその時点で求められている筒内圧力Pc’(t)を吸気弁２３が開弁した時（吸気弁開時）の筒内圧力Pc(to)として格納する。そして、ＣＰＵ８１はステップ１７２０にて時刻ｔのシリンダ容積Vc(t)を吸気弁開時のシリンダ容積Vc(to)として格納し、続くステップ１７２５にて吸気弁開時からの筒内吸入空気量Mc1の値を値Mc0（初期値、例えば「０」）に設定してステップ１７３０に進む。一方、時刻ｔが吸気弁２３が閉状態から開状態へと変化した直後の時点でなければ、ＣＰＵ８１はステップ１７０５にて「Ｎｏ」と判定して直接１７３０に進む。
【０１００】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１７３０にて時刻ｔにおいて吸気弁２３が開状態にあるか否かを判定する。いま、時刻ｔが吸気弁２３が閉状態から開状態になった直後に相当していれば、ＣＰＵ８１はステップ１７３０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１７３５に進み、同ステップ１７３５にて変数Ｚに値Pc’(t)・dVc(t)/dt・Δtの値を加えて同変数Ｚを更新する。これにより、変数Ｚは値P’(t)・dVc(t)/dtの積分値相当量となる。続いて、ＣＰＵ８１はステップ１７４０にて吸気弁開時からの筒内吸入空気量Mc1にmc(t)・Δtを加えた値を新たな筒内吸入空気量Mc1として格納し、ステップ１７４５に進んで下記(51)式に基づき筒内空気温度Tc(t)を求め、ステップ１７９５にて本ルーチンを一旦終了する。
Tc(t)＝Pc(t)・Vc(t)／（Mc1・R）  …(51)
【０１０１】
上記ステップ１７３０〜１７４５の処理は、吸気弁２３が開弁している間、継続されるので、値P’(t)・dVc(t)/dt・Δtの総和を示す変数Ｚ、吸気弁開時からの筒内吸入空気量Mc1、及び筒内空気温度Tc(t)が更新されて行く。
【０１０２】
その後、所定の時間が経過して時刻ｔが吸気弁２３が開状態から閉状態に変化した直後の時刻になると、ＣＰＵ８１はステップ１７０５及びステップ１７３０に進んだとき、何れも「Ｎｏ」と判定してステップ１７５０に進み、同ステップ１７５０にて吸気弁２３が開状態から閉状態に変化した直後であるか否かを判定する。そして、この場合、ＣＰＵ８１はステップ１７５０にて「Ｙｅｓ」と判定し、ステップ１７５５に進んで一吸気行程における筒内吸入空気量Mcを上記(48)式にしたがって推定する。
【０１０３】
その後、ＣＰＵ８１はステップ１７６０に進み、上記求めた筒内吸入空気量Mcをクランク角１８０°CAに相当する時間T180CAで除して、筒内吸入空気量Mcの平均値mcAVE(k-1)を求め、続くステップ１７６５にて筒内吸入空気量Mcの平均値mcAVE(k-1)に設定空燃比により変化する係数Ｋを乗じて燃料噴射量fcを求める。なお、筒内吸入空気量Mcの平均値mcAVE(k-1)は、筒内吸入空気量Mcに比例しているから、燃料噴射量fcは(2)式にしたがって計算されることになる。そして、ＣＰＵ８１はステップ１７９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。なお、筒内吸入空気量Mcを定数倍して直接燃料噴射量fcを求めてもよい。
【０１０４】
また、時刻ｔが、吸気弁３２が閉状態から開状態に変化した直後の時刻でなく、且つ開状態から閉状態への変化した直後の時刻でなく、且つ同吸気弁３２が閉状態にある時刻である場合、ＣＰＵ８１は図１６のステップ１６００〜１６２５の処理を実行後、図１７のステップ１７０５、１７３０、１７５０にて全て「Ｎｏ」と判定してステップ１７９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。
【０１０５】
以上により、筒内吸入空気量Mcがシリンダモデルを用いて推定され、これに応じた燃料噴射量fcが決定される。そして、ＣＰＵ８１は、図示しない燃料噴射ルーチンを所定のタイミングにて実行し、前記決定された燃料噴射量fcだけ燃料を噴射する。
【０１０６】
以上説明したように、本発明による燃料噴射量制御装置の第１実施形態によれば、シリンダモデルM5により筒内圧力Pcと筒内空気温度Tcとが求められ、これらの値が吸気弁モデルM4に提供される。従って、吸気弁モデルM4は、従来のように多くの変数によるテーブル検索に基づくのではなく、上記(22)，(23)式にしたがった数値計算により筒内吸入空気流量mc（従って、筒内吸入空気量Mc）を求めることができる。この結果、テーブル値の適合に要する労力を低減することができるとともに、精度良く燃料噴射量fcを求めることができる。
【０１０７】
（オブザーバを追加した変形例）
次に、オブザーバOBSを追加し、筒内吸入空気量Mcの推定精度を更に向上した本発明による燃料噴射量制御装置（筒内吸入空気量推定装置）の変形例について、図１８を参照しながら説明する。図１８において、破線にて囲まれた部分が追加されたオブザーバOBSである。
【０１０８】
この変形例は、上記第１実施形態に対してエアフローメータモデルM7が追加されている。エアフローメータモデルM7は、スロットル通過空気流量が所定の量αである場合に、エアフローメータ６１が出力するであろう値を推定し、この推定値に基づいてスロットル通過空気流量mtesを推定するモデルである。この場合、上記所定の量αは、スロットルモデルM2が推定したスロットル通過空気流量mtである。エアフローメータモデルM7の出力は比較要素COMの一端に入力されるようになっている。
【０１０９】
また、この変形例においては、エアフローメータ６１の出力Vgが図５に示したテーブルにより吸入空気流量mtAFMに変換され、同吸入空気流量mtAFMが比較要素COMの他端に入力されるようになっている。そして、比較要素COMにおいて、スロットル通過空気流量mtesと吸入空気流量mtAFMとの差SAが求められ、この差SAを小さくするように（即ち、同差SAに応じて）エアフローメータモデルM7のゲインG1とスロットルモデルM2のゲインG2とが変更されるように構成されている。
【０１１０】
ここで、エアフローメータモデルM7について具体的に述べる。エアフローメータモデルM7は、先ず、スロットル通過空気流量mtに対する完全放熱量W1，W2を、同完全放熱量W1，W2とスロットル通過空気流量mtとの関係を規定するテーブルと、前記求められたスロットル通過空気流量mtとに基づいて求める。完全放熱量W1、及び完全放熱量W2は、図３に示した熱線計量部６１ａのボビン部６１ａ１、及び同熱線計量部６１ａのサポート部６１ａ２にそれぞれ対応した放熱遅れを含まない放熱量である。
【０１１１】
次に、エアフローメータモデルM7は、ボビン部６１ａ１、及びサポート部６１ａ２にそれぞれ対応する放熱量であり、完全放熱量W1，W2に対してそれぞれ一次遅れの特性を有する（応答遅れを含む）放熱量（応答放熱量）w1,w2を下記(52)式及び下記(53)式にしたがって求める。(52)式，(53)式における添え字ｉは今回の演算値、添え字ｉ−1は前回の演算値を表し、Δｔは前回の演算値を求めてから今回の演算値を求めるまでの時間である。
w1i＝Δｔ・（W1i-1−w1i-1）／τ１＋w1i-1  …(52)
w2i＝Δｔ・（W2i-1−w2i-1）／τ２＋w2i-1  …(53)
【０１１２】
上記(52)式，(53)式において、τ１、及びτ２は、ボビン部６１ａ１、及びサポート部６１ａ２にそれぞれ対応する上記一次遅れ特性の時定数であり、下記(54)式及び下記(55)式により求められる。(54)式，(55)式中の値k10,k20、及び値m1，m2には、実験的に求められた値が初期値として与えられる。また、(54)式，(55)式中の値ｕはエアフローメータ６１の熱線計量部６１ａにバイパスされた単位断面積当たりの通過空気量であり、図５に示したエアフローメータ６１の出力電圧Vgと実測された吸入空気流量mtAFMとの関係を規定するVg−mtAFM変換テーブルと、エアフローメータ６１の実際の出力電圧Vgとに基づいて求められた吸入空気流量mtAFMを、前記熱線計量部６１ａのバイパス流路断面積Ｓで除した値（mtAFM/Ｓ）である。
τ１＝k10・ｕm1  …(54)
τ２＝k20・ｕm2  …(55)
【０１１３】
そして、エアフローメータモデルM7は、応答放熱量w1,w2の和（w1＋w2）とエアフローメータ６１が出力するであろう値に基づくスロットル通過空気流量mtesとの関係を規定した図１９に示したテーブルと、上記(52)式〜(55)式により求められた応答放熱量w1,w2の和（w1＋w2）とに基づいて、現時点でエアフローメータ６１が出力するであろう値に基づくスロットル通過空気流量mtesを求める。
【０１１４】
この例におけるエアフローメータモデルM7にあっては、上記比較要素COMの出力SAにより、例えば上記(52)式，(53)式に用いる時定数τ１、及びτ２が調整される。即ち、比較要素COMの出力SAが小さくなるように、上記(54)式，(55)式中の値k10,k20、及び値m1，m2が変更される。これは、図１８に示したゲインG1が出力SAに応じて変更されることを意味する。
【０１１５】
次に、スロットルモデルM2のゲインG2の出力SAに基づく調整について説明する。スロットル通過空気流量mtは上記(3)式により与えられるから、関数f1、及び関数f2を下記(56)式及び下記(57)式のように定義すると、上記(3)式は下記(58)式に書き換えられる。
【数２２】
0003963171.tif 000023
【数２３】
0003963171.tif 000024
【数２４】
0003963171.tif 000025
上記(58)式を微分すると、下記(59)式が得られる。
【数２５】
0003963171.tif 000026
【０１１６】
この(59)式に上記比較要素COMの出力（差分）SAをフィードバックする。即ち、オブザーバを使用した場合のスロットルモデルを表す式は、下記(60)式となる。
【数２６】
0003963171.tif 000027
【０１１７】
以上のように、オブザーバOBSを加えると、筒内吸入空気量Mcを推定するモデル（この場合はスロットルモデルM2）のゲインがエアフローメータ６１の実際の出力に基づいて調整される。この結果、実際の筒内吸入空気量と上記モデルM1〜M5により得られる筒内吸入空気量Mcの定常的な誤差を小さくすることができるので、筒内吸入空気量Mcの推定精度を向上することができる。
【０１１８】
以上、説明したように、本発明の第１実施形態に係る燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）によれば、適合すべきテーブルのデータ量が削減されるから、同適合に要する労力を低減しながら、精度よく筒内吸入空気量を推定することができ、適正な燃料噴射量を得て空燃比を狙いの値とすることができる。
【０１１９】
なお、上記第１実施形態の各モデルの他、排気弁を介してシリンダ２１内に流入する空気量を推定するための排気弁モデルを追加採用することもできる。この場合、図２０に示したように、排気弁モデルM8はシリンダモデルM5に対して接続され、吸気弁モデルM4と同様な導出過程を経て得られた下記(61)式、及び下記(62)式により表される。なお、(61)式、及び(62)式において、Peは排気管内空気圧力、Teは排気管内空気温度であり、(61)式は排気系からシリンダ２１内に空気が流入する場合（Pc＜Pe)、下記(62)式はシリンダ２１から排気系に空気が流出する場合（Pc＞Pe）に用いられる。なお、この場合、排気管内空気圧力Peを検出するセンサ、及び排気管内空気温度Teを検出するセンサを設けて、これらのセンサの検出値を排気弁モデルM8で使用するように構成する。また、後述するように、排気管内空気圧力Pe及び排気管内空気温度Teを、内燃機関１０の運転パラメータ（吸入空気流量mtAFM、エンジン回転速度NE等）に基いて推定するように構成してもよい。
【数２７】
0003963171.tif 000028
【数２８】
0003963171.tif 000029
【０１２０】
また、上記第１実施形態においては、インジェクタ３９は吸気ポート３１ａ，３１ｂに向けて燃料を噴射するようになっていたが、燃焼室２５内に直接噴射するように構成されていてもよい。また、本発明は、各気筒の燃焼室２５に対して並列に、且つ互いに略同一形状に形成された一対の吸気通路の何れか一方に回転可能に配設された吸気流制御弁（特開平８−１０９８３６号公報を参照。）をＳＣＶ４４に代えて採用した内燃機関にも適用できる。
【０１２１】
次に、本発明による内燃機関の吸入空気量推定装置の第２実施形態について説明する。第２実施形態の吸入空気量推定装置は、上記第１実施形態の吸入空気量推定装置が有する図６に示した各モデルに加え、機能ブロック図である図２２に示したスロットルモデル修正部を備えている。この吸入空気量推定装置は、スロットルモデル修正部によってスロットルモデルM2を修正することにより、吸入空気量の推定精度を一層高めることを目的としている。
【０１２２】
スロットルモデルM2を修正するのは、スロットルバルブ開度が小さい場合、同スロットルバルブ開度が僅かに変化しただけでも、スロットルバルブ４３を通過する流量（スロットル通過空気流量mt)は大きく変化するので、スロットルバルブ通過空気流量mtはスロットルバルブ４３や吸気管４１の機差（個体差）の影響を大きく受け、その結果、各内燃機関に対して一律に設定されたスロットルモデルM2はスロットル通過空気流量mtを精度良く推定できない場合があるからである。
【０１２３】
そこで、本吸入空気量推定装置は、内燃機関１０が定常運転状態（例えば、スロットルバルブ開度が所定時間以上一定に維持されている等の運転状態）にあるとき、エアフローメータ６１の出力Vgに基いて取得される吸入空気流量mtAFMが実際の筒内吸入空気流量mcactと等しくなることを利用して、適正なスロットルモデルM2の流量係数Ct（θt,Pm）を求める。そして、本吸入空気量推定装置は、求めた流量係数Ct（θt,Pm）に基いてスロットルモデルM2の流量係数テーブルMapCt（θt,Pm）のデータを修正し、これにより同スロットルモデルM2を修正する。
【０１２４】
より具体的に述べると、図２２に示したスロットルモデル修正部は、修正用流量係数算出部M100、吸気管内空気圧力逆モデルM110、流量係数書換部M120、定常運転状態判定部M130、及び書換許容部M140とからなっている。これらのブロックの各機能は、ＣＰＵ８１がプログラムを実行することにより実現される。
【０１２５】
本吸入空気量推定装置においては、スロットルモデルM2以外のモデルである電子制御スロットルモデルM1、吸気管モデルM3、吸気弁モデルM4、及びシリンダモデルM5は、総べて正しいとの前提に立つ。
【０１２６】
また、本装置は、吸気弁モデルM4が真の筒内吸入空気流量mcactと一致する筒内吸入空気流量mcを出力している場合におけるスロットルモデルM2の入力値（即ち、スロットルバルブ開度θt、吸気管内空気圧力Pm、吸気温度Ta、及びスロットルバルブ上流圧力Paの各真値）と、その場合にスロットルモデルM2が出力しているべきスロットル通過空気流量mtとをスロットルモデルM2を使用することなく取得し、これらからスロットルモデルM2が使用するべき流量係数Ct（θt,Pm）の値を求める。そして、その求めた流量係数Ct（θt,Pm）の値に基いてスロットルモデルM2の流量係数テーブルMapCt（θt,Pm）のデータを書き換える。
【０１２７】
以下、スロットルモデル修正部を構成する各ブロックの機能について詳細に説明する。
【０１２８】
スロットルモデルM2は、上述した(3)式を用いてスロットル通過空気流量mtを計算する。(3)式を下記(63)式として改めて記述する。なお、(63)式において、流量係数Ct（θt,Pm）はスロットルバルブ開度θtと吸気管内空気圧力Pmとに応じて定められる値となっている。
【数２９】
0003963171.tif 000030
【０１２９】
上記(63)式からも理解できるように、スロットルモデルM2の入力値であるスロットルバルブ開度θt、吸気管内空気圧力Pm、スロットルバルブ上流圧力Pa、及び吸気温度Taの各真値と、その場合にスロットルモデルM2が出力しているべきスロットル通過空気流量mtとが得られれば、同(63)式を変形した下記(64)式によりスロットルモデルM2がその時点で（上記スロットルバルブ開度θt及び上記吸気管内空気圧力Pmに対して）使用すべき流量係数Ct（θt,Pm）を求めることができる。
【数３０】
0003963171.tif 000031
【０１３０】
そこで、修正用流量係数算出部M100は、内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるとき、上記(64)式により流量係数Ct（θt,Pm）を求めるようになっている。定常運転状態とは、少なくとも、実際のスロットルバルブ開度TAが所定時間以上に渡って変化していない状態である。内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるか否かは、後述する定常運転状態判定部M130により判定される。
【０１３１】
ここで、上記(64)式の右辺の各値について説明する。(64)式を使用するとき、内燃機関１０は定常運転状態にある。このことから、スロットルバルブ開度θｔはスロットルポジションセンサ６４により検出される実際のスロットルバルブ開度TAと等しい（θｔ＝TA）。従って、修正用流量係数算出部M100は、スロットルポジションセンサ６４からのスロットルバルブ開度TAをスロットルバルブ開度θtの真値として入力するようになっている。
【０１３２】
また、内燃機関１０は定常運転状態にあるから、吸気管４１内を通過する空気流量は同吸気管４１の部位に関わらず一定である。従って、スロットル通過空気流量mtはエアフローメータ６１の出力Vgに基いて取得される吸入空気流量mtAFMと等しい（mt＝mtAFM）。そこで、修正用流量係数算出部M100は、エアフローメータ６１の出力Vgに基いて取得される吸入空気流量mtAFMをスロットル通過空気流量mtの真値として入力するようになっている。
【０１３３】
更に、スロットルバルブ上流圧力Pa及び吸気温度Taは、大気圧センサ６３の検出値及び吸気温センサ６２の検出値とそれぞれ等しい。従って、修正用流量係数算出部M100は、大気圧センサ６３の検出値及び吸気温センサ６２の検出値を、スロットルバルブ上流圧力Pa及び吸気温度Taのそれぞれの真値として入力するようになっている。
【０１３４】
このように、内燃機関１０が定常運転状態にある場合、(64)式の右辺の各値は、吸気管内空気圧力Pmを除き、容易に真値を得ることができる。なお、開口面積At(θt)は、スロットルバルブ開度θtに基いて求められる。比熱比κは一定であり、予め与えられる。
【０１３５】
吸気管内空気圧力Pmの真値は以下のようにして求められる。内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるとき、吸気通路内を通過する空気流量は同吸気通路の部位に関わらず一定であるから、真の筒内吸入空気流量mcactは、エアフローメータ６１の出力Vgに基いて取得される吸入空気流量mtAFMと等しい。従って、吸気管内空気圧力Pmの真値は、スロットルモデルM2よりも下流のモデルである吸気管モデルM3、吸気弁モデルM4、及びシリンダモデルM5により求められる筒内吸入空気流量mcが吸入空気流量mtAFM（＝mcact）と等しくなっているときに、吸気管モデルM3が出力している吸気管内空気圧力Pmと等しい筈である。
【０１３６】
このような吸気管内空気圧力Pmは、吸気管内空気圧力逆モデルM110により求める。この吸気管内空気圧力逆モデルM110は、機能ブロック図である図２３に示したように、吸気管モデルM3、吸気弁モデルM4、及びシリンダモデルM5を図６に示した第１実施形態の吸入空気量推定装置と同様に接続したモデルである。
【０１３７】
この逆モデルM110において、吸気管モデルM3には、スロットル通過空気量mtの真値としてエアフローメータ６１の出力Vgに基いて取得される吸入空気流量mtAFMと、吸気弁モデルM4の出力値である筒内吸入空気流量mcとが入力される。また、吸気弁モデルM4には、吸気管内空気温度Tmの真値として吸気温センサ６２の出力値である吸気温度Taと、吸気管モデルM3の出力値Pmhが入力される。なお、吸気弁モデルM4には、吸気温センサ６２の出力値である吸気温度Taに代わり、吸気管モデルM3の出力である吸気管内空気温度Tmが与えられてもよい。
【０１３８】
一方、本装置においては、前述したように、電子制御スロットルモデルM1、吸気管モデルM3、吸気弁モデルM4、及びシリンダモデルM5は、総べて正しいとの前提に立っている。
また、吸気管内空気圧力逆モデルM110は、内燃機関１０が定常運転状態にあるとき、吸気弁モデルM4により筒内吸入空気流量mcを繰り返し計算する。従って、この計算される筒内吸入空気流量mcはエアフローメータ６１の出力Vgに基いて取得される吸入空気流量mtAFMと等しい値に収束する筈である。更に、吸気弁モデルM4により計算される筒内吸入空気流量mcが吸入空気流量mtAFMと等しい値となっている場合、吸気管モデルM3から出力される吸気管内空気圧力Pmhは、上述した吸気管内空気圧力Pmの真値となる筈である。このように、吸気管内空気圧力Pmの真値は、吸気管内空気圧力逆モデルM110により吸気管内空気圧力Pmhとして求められ、この吸気管内圧力Pmhが図２２に示した修正用流量係数算出部M100に吸気管内圧力Pmの真値として与えられる。
【０１３９】
以上、説明したように、修正用流量係数算出部M100には、スロットルバルブ開度θt、吸気管内空気圧力Pm、スロットルバルブ上流圧力Pa、及び吸気温度Taの各真値と、その場合にスロットルモデルM2が出力しているべきスロットル通過空気流量mtとが与えられる。従って、修正用流量係数算出部M100は、スロットルバルブ開度がθtであって吸気管内空気圧力がPmであるときにスロットルモデルM2が使用すべき流量係数Ct（θt,Pm）を求めることができ、この値を流量係数書換部M120に出力する。
【０１４０】
一方、定常運転状態判定部M130は、エンジン回転速度センサ６８、スロットルポジションセンサ６４、及びエアフローメータ６１と接続され、これらからエンジン回転速度NE、スロットルバブル開度TA、及び吸入空気流量mtAFMをそれぞれ入力している。そして、定常運転状態判定部M130は、吸入空気流量mtAFMの単位時間当たりの変化量ΔmtAFMの絶対値が閾値ThAFMより小さく、且つエンジン回転速度NEの単位時間当たりの変化量ΔNEの絶対値が閾値ThNEより小さく、且つスロットルバブル開度TAの単位時間当たりの変化量ΔTAの絶対値が閾値ThTAより小さい状態が所定時間（例えば、数秒）以上継続したか否かを判定し、同状態が同所定時間以上継続していると判定した場合、内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあると判定して書換許容部M140に書換え許容信号を発生する。
【０１４１】
書換許容部M140は、定常運転状態判定部M130から書換え許容信号を受け取ると、流量係数書換部M120によるスロットルモデルM2の流量係数テーブルMapCt（θt,Pm）のデータの書き換えを許容する。この状態で、流量係数書換部M120は、その時点での吸気管内空気圧力Pmとスロットルバルブ開度θtとで特定される流量係数テーブルMapCt（θt,Pm）のデータを、修正用流量係数算出部M100が計算したデータCt（θt,Pm）に書き換える（置換する）。このようにして、スロットルモデルM2の修正が行われる。
【０１４２】
なお、単純にデータを置換する代わりに、流量係数テーブルMapCt（θt,Pm）のその時点のデータ(便宜上、Ct0（θt,Pm）と表す。）と修正用流量係数算出部M100が計算したデータCt（θt,Pm）との加重平均値Ctave（θt,Pm）を下記(65)式により求めて、流量係数テーブルMapCt（θt,Pm）のデータをその加重平均値に置き換えることで、スロットルモデルM2を修正してもよい。(65)式におけるβは０〜１までの任意の値である。Ctave（θt,Pm）＝β・Ct0（θt,Pm）+(１-β)・Ct（θt,Pm）…(65)
【０１４３】
以上、説明したように、本発明の第２実施形態に係る吸入空気量推定装置は、内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるとき、「吸入空気流量計測手段であるエアフローメータ６１により測定される吸入空気流量mtAFM」と「吸気弁モデルM4により求められる筒内吸入空気流量mc」とが等しくなることを利用してスロットルモデルM2の計算式において使用する値（流量係数）を修正するスロットルモデル修正部を備えている。
【０１４４】
即ち、スロットルモデル修正部（吸気管内空気圧力逆モデルM110）は、エアフローメータ６１の出力に基く吸入空気流量mtAFMと吸気弁モデルM4により求められる筒内吸入空気流量mcとが等しくなることを利用してスロットルモデルM2で使用する吸気管内空気圧力Pmを求める。同時に、スロットルモデルM2により求められるべきスロットル通過空気流量mtを同吸入空気流量mtAFMと等しいと仮定する。
【０１４５】
そして、スロットルモデル修正部は、前記求められた吸気管内空気圧力Pmと前記仮定されたスロットル通過空気流量mtAFMとに基いてスロットルモデルM2の計算式で使用する値である流量係数Ct（θt,Pm）の適正値を求め、同流量係数の適正値に基いて同スロットルモデルM2（スロットルモデルM2が予め備えている流量係数テーブルMapCt（θt,Pm）のデータ）を修正するように構成されている。
【０１４６】
従って、第２実施形態に係る吸入空気量推定装置は、第１実施形態に係る吸入空気量推定装置が有する利点に加え、スロットルモデルM2を個々の内燃機関１０に対して適切なモデルに修正することができるので、より精度良く筒内吸入空気量を推定することができ、適正な燃料噴射量を得て空燃比を狙いの値とすることができる。
【０１４７】
なお、上記修正用流量係数算出部M100は、スロットルバルブ上流圧力Paが吸気管内空気圧力Pmより大きい順流の場合を想定した(3)式に基く(64)式を使用していたが、スロットルバルブ上流圧力Paが吸気管内空気圧力Pmより小さい逆流の場合には(4)式に基いて流量係数Ct（θｔ，Pm）を求めればよい。
【０１４８】
また、上記第２実施形態では、吸入空気流量測定手段としてエアフローメータ６１を用いていたが、例えば、これに代えて、ＣＰＵ８１が認識している燃料噴射量と空燃比センサ７０との出力とから吸入空気流量を実質的に測定するように構成してもよい。
【０１４９】
以上、本発明による吸入空気量推定装置の各実施形態及び変形例について説明したが、本発明はこれらの実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。
【０１５０】
例えば、図１７に示したステップ１７１５においては、吸気行程にある気筒の排気管内空気圧力Peを筒内圧力Pc(to)として格納してもよい。この場合、排気管内空気圧力Peは、エンジン回転速度NE及び吸入空気流量mtAFMと予めＲＯＭ８２内に格納してあるテーブルとから求めるように構成されていてもよい。また、ステップ１７２５において、排気管内空気圧力Pe、排気温度Te、吸気弁開弁時のシリンダの体積Vco、及び気体の状態方程式（Mc0=Pe・Vco/(Ｒ・Te)）とから筒内吸入空気量Mc1の初期値Mc0を決定してもよい。更に、排気温度Teは、エンジン回転速度NE、吸入空気流量mtAFM、燃料噴射量fc、及び予めＲＯＭ８２内に格納してあるテーブルとから求めるように構成することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  本発明の第１実施形態に係る吸入空気量推定装置を含む燃料噴射量制御装置を
火花点火式多気筒内燃機関に適用したシステムの概略構成図である。
【図２】  図１に示した特定の気筒の燃焼室、及び同燃焼室の近傍部分を示す概略平面図
である。
【図３】  図１に示したエアフローメータの概略斜視図である。
【図４】  図３に示したエアフローメータの熱線計量部の拡大斜視図である。
【図５】  図１に示したＣＰＵが参照するエアフローメータの出力と吸入空気流量との関
係を規定したテーブルである。
【図６】  図１に示した電気制御装置が筒内吸入空気量を推定するために採用した各種モ
デルの接続関係を示した機能ブロック図である。
【図７】  図１に示したＣＰＵが参照するアクセルペダル操作量と目標スロットルバルブ
開度との関係を規定したテーブルを示す図である。
【図８】  スロットルバルブ開度と流量係数との関係を規定したテーブルを示す図である
。
【図９】  スロットルバルブ開度と開口面積との関係を規定したテーブルを示す図である
。
【図１０】  スロットルバルブ開度と、流量係数と開口面積の積値との関係を規定したテ
ーブルを示す図である。
【図１１】  バルブリフト量と、流量係数と開口面積の積値との関係を規定したテーブル
を示す図である。
【図１２】  シリンダモデルを表すために使用する変数を説明するためシリンダ及びその
近傍を概念的に示した図である。
【図１３】  シリンダモデルによるシリンダ内圧力の計算結果について説明するためのタ
イムチャートである。
【図１４】  図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャ
ートである。
【図１５】  図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャ
ートである。
【図１６】  図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャ
ートである。
【図１７】  図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャ
ートである。
【図１８】  本発明による燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）の第１実施形態の
変形例を示した機能ブロック図である。
【図１９】  図１に示したＣＰＵが参照する応答放熱量の和とエアフローメータが出力す
るであろう値に基づくスロットル通過空気流量との関係を規定したテーブルである。
【図２０】  本発明による燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）の第１実施形態の
他の変形例を示した機能ブロック図である。
【図２１】  本出願人が検討している燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）の機能
ブロック図である。
【図２２】  本発明の第２実施形態に係る吸入空気量推定装置が備えるスロットルモデル
修正部の機能ブロック図である。
【図２３】  図２２に示した吸気管内空気圧力逆モデルの機能ブロック図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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