JP2006022697A - 内燃機関の筒内吸入新気量推定装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 多数のパラメータを引数とするテーブルを検索する必要がなく、且つ、代数的に筒内吸入新気量を精度良く推定できる筒内吸入新気量推定装置を提供すること。
【解決手段】 この装置は、吸気弁と排気弁とが共に開状態となるバルブオーバーラップ期間（VOL期間）が設定されている内燃機関に適用される。この装置は、筒内ガス圧力Pcが、VOL期間中は排気ガス圧力Peにて一定に維持され、VOL期間終了時点から吸気通路へ吹き返されていた既燃ガスのシリンダ内への再吸入が開始される時点の間では同排気ガス圧力Peから吸気ガス圧力Pmまで断熱膨張過程に従って低下し、上記既燃ガスの再吸入が開始される時点から吸気弁閉弁時までの間では同吸気ガス圧力Pmにて一定に維持されるように推移する、との仮定のもとで、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式を時間積分して得られる代数式に従って、筒内吸入新気量を代数的に算出する。
【選択図】 図８

Description

本発明は、内燃機関のシリンダ内に吸入される新気の量（筒内吸入新気量）を推定する内燃機関の筒内吸入新気量推定装置に関する。

内燃機関により燃焼される混合気の空燃比を所望の値に制御するためには、同内燃機関のシリンダ内に吸入される新気の量（以下、「筒内吸入新気量」と称呼する。）を精度良く求める必要がある。新気とは大気のことであり燃焼ガス（既燃ガス）を含まない。通常、この筒内吸入新気量は、内燃機関の吸気通路に設けられた空気流量センサの出力値により推定される。ところが、スロットルバルブ開度が急激に変化する過渡運転状態においては、空気流量センサの出力値の挙動と実際の筒内吸入新気量の挙動とが一致しなくなるため、空気流量センサの出力値に基づいて筒内吸入新気量をあらゆる運転条件下で精度良く求めることは一般に困難である。

そこで、近年においては、エネルギー保存則や運動量保存則等の物理法則に基づいて得られた式により吸気通路における空気の挙動を表すモデルを構築し、このモデルを用いることにより、筒内吸入新気量を精度良く推定する種々の試みがなされている（例えば、特許文献１、特許文献２を参照。）。
特開２００３−１８４６１３号公報 国際公開ＷＯ ０３／０３３８９７号公報

特許文献１に記載された装置による筒内吸入新気量の推定方法の概略は以下のとおりである。即ち、筒内吸入空気量（従って、筒内吸入新気量）は、吸気弁が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）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（吸気ガスの圧力、吸気管圧力）と等しいとみなすことができる。

以上のことから、この装置は、所定の物理法則に基づく式により構築された吸気通路に係わる所定のモデルを利用して吸気弁閉弁時の吸気管圧力を推定し、同推定した吸気管圧力に所定の比例係数を乗じた値から所定の値（既燃ガス量）を減じた値に基づいて筒内吸入新気量を推定するようになっている。

ここで、上記比例定数、及び上記既燃ガス量は、エンジン回転速度、吸・排気弁の各開閉タイミング、吸・排気弁の各最大リフト量等の多数のパラメータを引数とするテーブル（マップ）を検索することにより決定される値（テーブル検索値）である。従って、この装置においては、膨大な数に及ぶ各パラメータの組合せの全てに対し、正確な筒内吸入新気量を得るためのテーブル検索値を定めることが難しく、また、そのテーブル検索値の適合を行う際の労力が多大であるという問題がある。

他方、特許文献２に記載された装置による筒内吸入新気量の推定方法の概略は以下のとおりである。即ち、この装置は、エネルギー保存則、及び質量保存則に基づいてシリンダ（シリンダ内の空気）に関するモデル（シリンダモデル）を構築し、このシリンダモデルを用いてシリンダ内のガス（筒内ガス）の圧力（筒内ガス圧力）、及びシリンダ内のガスの温度（筒内ガス温度）を所定時間の経過毎に逐次求めていく。

また、この装置は、このように逐次更新される筒内ガス圧力、及び筒内ガス温度に基づいて吸気弁（及び、排気弁）の周囲を通過する単位時間あたりのガス量（吸気弁通過ガス流量（及び、排気弁通過ガス流量））を所定時間の経過毎に逐次求めていく。そして、この装置は、このように逐次更新される吸気弁通過ガス流量を吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時まで所定時間の経過毎に逐次積算（時間積分）していくことで筒内吸入新気量を推定するようになっている。

このように、この装置は、所定時間の経過毎に逐次更新されていく筒内ガス圧力、及び筒内ガス温度に基づいて筒内吸入新気量を推定する。ここで、内燃機関の回転速度が高くなるほど、一所定時間あたりのクランク角度変化量（従って、燃焼室（シリンダ）の容積の変化量）が大きくなるから逐次更新される筒内ガス圧力、及び筒内ガス温度の計算精度が低下する。

従って、この装置においては、内燃機関の回転速度が高くなるほど筒内吸入新気量の推定精度も低下するという問題がある。係る問題は、筒内吸入新気量を求めるための代数式により上述した逐次の積算を行うことなく代数的に同筒内吸入新気量を推定できれば解決され得る。

本発明は、上記問題に対処するためになされたものであって、その目的は、多数のパラメータを引数とするテーブルを検索する必要がなく、且つ、代数的に筒内吸入新気量を精度良く推定できる筒内吸入新気量推定装置を提供することにある。

本発明に係る筒内吸入新気量推定装置は、排気弁が閉弁する前に吸気弁が開弁することにより発生する同吸気弁と同排気弁とが共に開状態となる期間であるバルブオーバーラップ期間を有する内燃機関に適用され、その特徴は、シリンダ内のガスの圧力である筒内ガス圧力が前記吸気弁の開弁時から同吸気弁の閉弁時までに亘って少なくとも吸気通路内のガスである吸気ガスの圧力と排気通路内のガスである排気ガスの圧力とを用いた予め決められた所定のパターンをもって推移するとの仮定のもとで少なくとも同吸気弁の周囲を通過する単位時間あたりのガス量と同筒内ガス圧力とを変数として含む同筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式を時間積分することにより得られる代数式に基づいて、前記シリンダ内に吸入される新気の総量である筒内吸入新気量を推定する筒内吸入新気量推定手段を備えたことにある。

一般に、内燃機関の吸気弁・排気弁の開閉タイミングにおいては、上記バルブオーバーラップ期間が設定されている。この場合、バルブオーバーラップ期間の初期は、一般に、排気行程の後半になるように設定されるから、シリンダ容積は減少している。従って、吸気弁の上流の圧力（従って、吸気ガス圧力）は、筒内ガス圧力、及び排気ガス圧力より小さいから、排気系（排気ポート及び排気管）に排出された既燃ガスが排気弁の周囲、シリンダ、及び吸気弁の周囲を介して吸気通路（吸気系、即ち、スロットルバルブ下流の吸気通路を構成する吸気ポート及び吸気管）に吹き返される。

その後、排気行程から吸気行程への移行に伴ってシリンダ容積が増大していくと、同吸気行程における或る時点以降、吸気通路に吹き返された既燃ガスは吸気弁の周囲を通過してシリンダ内に再度吸入され始める。そして、吸気通路に吹き返された既燃ガスが総べてシリンダ内に吸入されると、その時点以降、吸気弁閉弁時までに亘って新気がシリンダ内に吸入されていく。

以上のことから、吸気弁の周囲を通過する単位時間あたりのガス量（吸気弁通過ガス流量）をその流れの向きに応じて選択的に正又は負の値をとる符号付きの値として算出し、係る符号付きの吸気弁通過ガス流量の値を吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時まで時間積分することにより得られる値は、筒内吸入新気量を表す値となる。

他方、後に詳述するように、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式（微分方程式）は、少なくとも吸気弁通過ガス流量を変数として含む項と、筒内ガス圧力を変数として含む（筒内ガスのピストンに対する仕事を表す）項（と、排気弁の周囲を通過する単位時間あたりのガス量（排気弁通過ガス流量）を変数として含む項）とを含んでいる。

従って、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式を吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時まで時間積分することにより得られる式は、（符号付きの）吸気弁通過ガス流量の値を吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時まで時間積分した値（即ち、筒内吸入新気量）を含んだ項を含む式となる。

換言すれば、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式を時間積分することにより得られる式（以下、単に「時間積分式」と称呼することもある。）は、筒内吸入新気量を求めるための式となり得る。よって、上記時間積分式を代数式（代数項のみからなる式）とすることができれば、上述した逐次の積算を行うことなく代数的に筒内吸入新気量を算出・推定することができる。

このように上記時間積分式を代数式とするためには、上記「筒内ガス圧力を変数として含む項」を時間積分することにより得られる項をも代数項とする必要がある。このためには、上記「筒内ガス圧力を変数として含む項」が定積分可能な形態となるように、吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時までに亘る筒内ガス圧力の変化パターンを予め決定しておく必要がある。

ここで、上述したバルブオーバーラップ期間が設定されている場合、吸気弁開弁時の直後はバルブオーバーラップ期間の初期であって、上述したように、既燃ガスの吸気通路への吹き返しが開始された直後である。この段階では、一般に、筒内ガス圧力は排気ガス圧力と略等しいと考えることができる。一方、吸気弁閉弁時においては、一般に、筒内ガス圧力は吸気ガス圧力と略等しいと考えることができる。

以上のことから、上述したバルブオーバーラップ期間が設定されている場合、筒内ガス圧力が吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時までに亘って少なくとも吸気ガス圧力と排気ガス圧力とを用いた予め決められた所定のパターンをもって推移すると仮定することができる。従って、係る「吸気ガス圧力と排気ガス圧力とを用いた予め決められた所定のパターン」を、上記「筒内ガス圧力を変数として含む項」が定積分可能な形態となるように設定すれば、上記時間積分式を代数式とすることができる。

上記本発明による筒内吸入新気量推定手段は係る知見に基づくものであって、上記本発明に係る筒内吸入新気量推定装置によれば、上述したように、バルブオーバーラップ期間が設定されている場合において、多数のパラメータを引数とするテーブルを検索することなく、且つ上述した逐次の積算を行うことなく、代数的に筒内吸入新気量を精度良く推定することができる。

この場合、より具体的には、前記筒内吸入新気量推定手段は、前記筒内ガス圧力が前記バルブオーバーラップ期間中において前記所定のパターンをもって推移するとの仮定のもとで少なくとも前記吸気ガス圧力と同筒内ガス圧力とを変数として含む式であって前記吸気弁の周囲に形成されるガス通路を絞り部とみなしたときに成立する同絞り部を通過する単位時間あたりのガス量を求める式を同バルブオーバーラップ期間に亘って時間積分することにより得られる代数式に基づいて、同バルブオーバーラップ期間中において前記吸気弁の周囲を通過して前記シリンダ内から前記吸気通路へ吹き返される既燃ガスの総量である既燃ガス吹き返し量を推定し、前記バルブオーバーラップ期間の終了時点から前記吸気弁の閉弁時までの間において前記エネルギー保存則に基づく式を時間積分することにより得られる前記既燃ガス吹き返し量と前記筒内吸入新気量とを変数として含む代数式と、前記推定された既燃ガス吹き返し量とに基づいて同筒内吸入新気量を推定するように構成されることが好適である。

上記「絞り部（吸気弁の周囲）を通過する単位時間あたりのガス量を求める式」（以下、単に「吸気弁通過ガス流量算出式」と称呼することもある。）は、一般的な流体力学に基づけば、吸気弁の上流側圧力である吸気ガス圧力と、下流側圧力である筒内ガス圧力と、絞り部（吸気弁の周囲のガス通路）の開口面積とを変数として含む式をもって表すことができる。

ここで、少なくともバルブオーバーラップ期間中に亘って既燃ガスの吸気通路への吹き返しが継続するものと仮定すると、上記吸気弁通過ガス流量算出式をバルブオーバーラップ期間中に亘って時間積分することにより得られる式は、吸気弁通過ガス流量の値をバルブオーバーラップ期間中について時間積分した値、即ち、バルブオーバーラップ期間中における既燃ガスの吸気通路への吹き返し量（既燃ガス吹き返し量）を含んだ項を含む式となる。

換言すれば、上記吸気弁通過ガス流量算出式をバルブオーバーラップ期間に亘って時間積分することにより得られる式（以下、「既燃ガス吹き返し量算出式」と称呼することもある。）は、上記既燃ガス吹き返し量を求めるための式となり得る。よって、上記既燃ガス吹き返し量算出式を代数式とすることができれば、代数的に上記既燃ガス吹き返し量を算出・推定することができる。

ここで、バルブオーバーラップ期間に亘る絞り部の逐次の開口面積は、吸気弁開弁時のクランク角度、排気弁閉弁時のクランク角度、機関の設計諸元等を利用して求めることができるから、絞り部の開口面積をバルブオーバーラップ期間に亘って時間積分（定積分）した値は予め決定された関数、マップ等により代数的に求めることができる。

よって、上記既燃ガス吹き返し量算出式を代数式とするためには、上記吸気弁通過ガス流量算出式がバルブオーバーラップ期間に亘って定積分可能な形態となるように、筒内ガス圧力の変化パターンである同バルブオーバーラップ期間中に亘る上記「吸気ガス圧力と排気ガス圧力とを用いた予め決められた所定のパターン」を設定しておけばよい。これにより、代数的に上記既燃ガス吹き返し量を算出・推定することができる。

他方、上述したように、バルブオーバーラップ期間中に亘って既燃ガスの吸気通路への吹き返しが継続するものと仮定すると、バルブオーバーラップ期間の終了時点から吸気弁閉弁時までの間においては、同バルブオーバーラップ期間中において吸気通路に吹き返された既燃ガスの総量（従って、上記既燃ガス吹き返し量）に最終的にシリンダ内に吸入される新気量（従って、筒内吸入新気量）を加えた量のガスが実質的に吸気通路から吸気弁の周囲を通過してシリンダ内に吸入されると考えられる。

加えて、バルブオーバーラップ期間の終了時点から吸気弁閉弁時までの間においては、排気弁は閉弁状態に維持されているから、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式における上記「排気弁通過ガス流量を変数として含む項」の影響を考慮する必要がなくなる。

従って、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式をバルブオーバーラップ期間の終了時点から吸気弁閉弁時まで時間積分することにより得られる式は、排気弁を通過するガス量に係わる項を含むことなく、上記既燃ガス吹き返し量を変数として含んだ項と、上記筒内吸入新気量を変数として含んだ項とを含む代数式となり得る。

上記構成による筒内吸入新気量推定手段は係る知見に基づくものである。即ち、係る筒内吸入新気量推定手段は、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式をバルブオーバーラップ期間の終了時点から吸気弁閉弁時まで時間積分することにより得られる代数式における上記既燃ガス吹き返し量を変数として含んだ項において、変数「既燃ガス吹き返し量」として上記代数的に算出・推定された既燃ガス吹き返し量の値を適用することで筒内吸入新気量を代数的に精度良く推定することができる。

また、係る筒内吸入新気量推定手段は、前記筒内ガス圧力が、前記バルブオーバーラップ期間中においては前記排気ガス圧力にて一定に維持され、同バルブオーバーラップ期間終了時点から前記吸気通路へ吹き返された前記既燃ガスの前記シリンダ内への再吸入が開始される時点までの間においては前記排気ガス圧力から前記吸気ガス圧力まで断熱膨張過程に従って低下し、前記既燃ガスの前記シリンダ内への再吸入が開始される時点から前記吸気弁の閉弁時までの間においては同吸気ガス圧力にて一定に維持されるように推移すると仮定することが好適である。

これによれば、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式における上記「筒内ガス圧力を変数として含む項」がバルブオーバーラップ期間の終了時点から吸気弁閉弁時までにおいて定積分可能な形態となるとともに、上記「筒内ガス圧力を変数として含む項」を定積分した後に得られる代数式（代数項）が簡易な形態となり得る。

また、上記吸気弁通過ガス流量算出式をバルブオーバーラップ期間に亘って時間積分することにより得られる代数式である上記既燃ガス吹き返し量算出式も簡易な形態となり得る。従って、筒内吸入新気量を推定するための代数式を簡易なものにすることができ、この結果、簡易な代数式を利用して筒内吸入新気量を代数的に精度良く推定することができる。

以下、本発明による内燃機関の状態量推定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、本発明の実施形態に係る筒内吸入新気量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置を火花点火式多気筒（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。

この内燃機関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。

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。

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を連続的に変更する可変吸気タイミング装置３３、可変吸気タイミング装置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。

本例においては、排気弁３５の開閉タイミングは常に一定となっている。また、可変吸気タイミング装置３３は、吸気弁３２、及び排気弁３５が共に開状態となる期間であるバルブオーバーラップVOLの期間が設定されるように、機関の運転状態に基づいて吸気弁３２の開閉タイミング（進角量）VVTを制御するようになっている。

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弁４３、スロットル弁駆動手段を構成するスロットル弁アクチュエータ４３ａ、スワールコントロールバルブ（以下、「ＳＣＶ」と称呼する。）４４、及びＳＣＶアクチュエータ４４ａを備えている。

ＤＣモータからなるスロットル弁アクチュエータ４３ａは、後述する電気制御装置７０が達成する電子制御スロットル弁ロジックにより目標スロットル弁開度TAtが与えられると、実際のスロットル弁開度TAが目標スロットル弁開度TAtとなるようにスロットル弁４３を駆動するようになっている。

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に介装された所謂酸素吸蔵・放出機能を備えた触媒コンバータ（三元触媒装置）５３を備えている。ここで、排気ポート３４、エキゾーストマニホールド５１、及びエキゾーストパイプ５２は、排気通路を構成している。

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、クランクポジションセンサ６７、水温センサ６８、空燃比センサ６９、及び、アクセル開度センサ８１を備えている。

エアフローメータ６１は、吸気管４１内を流れる吸入空気の質量流量を計測し、同質量流量に応じた電圧Vgを出力するようになっている。大気温センサ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（大気温度）を検出し、大気温度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、スロットル弁４３の上流の圧力（即ち、大気圧）を検出し、大気圧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、スロットル弁４３の開度を検出し、スロットル弁開度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。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。この信号は、吸気弁３２の開閉タイミング（進角量）VVTを表す。

クランクポジションセンサ６７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６８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。空燃比センサ６９は、触媒コンバータ５３に流入する排ガス中の酸素濃度を検出することで空燃比abyfを表す信号を出力するようになっている。アクセル開度センサ８１は、運転者によって操作されるアクセルペダルＡＰの操作量を検出し、同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。

電気制御装置７０は、互いにバスで接続されたＣＰＵ７１、ＣＰＵ７１が実行するプログラム、テーブル（ルックアップテーブル、マップ）、定数等を予め記憶したＲＯＭ７２、ＣＰＵ７１が必要に応じてデータを一時的に格納するＲＡＭ７３、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ＲＡＭ７４、及びＡＤコンバータを含むインターフェース７５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７５は、前記センサ６１〜６９，８１と接続され、ＣＰＵ７１にセンサ６１〜６９，８１からの信号を供給するとともに、同ＣＰＵ７１の指示に応じて可変吸気タイミング装置３３のアクチュエータ３３ａ、イグナイタ３８、インジェクタ３９、スロットル弁アクチュエータ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。

次に、上記のように構成された筒内吸入新気量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置（以下、「本装置」と云うこともある。）による物理モデルを用いた筒内吸入新気量、及び燃料噴射量の決定方法について説明する。以下に述べる処理は、ＣＰＵ７１がプログラムを実行することにより行われる。

（燃料噴射量fiの決定方法の概要）
このような燃料噴射量制御装置は、吸気行程にある気筒、又は吸気行程の直前の状態にある気筒（以下、「燃料噴射気筒」と称呼する。）の吸気弁３２が、その吸気行程において開弁した状態から閉弁する状態に移行する時点（吸気弁閉弁時）より前の時点にて、同気筒に対して所定量の燃料を噴射する必要がある。そのため、本燃料噴射量制御装置は、吸気弁閉弁時においてシリンダ内に吸入されているであろう筒内吸入新気量を前もって予測し、同予測した筒内吸入新気量に応じた燃料量の燃料を同吸気弁３２の閉弁時より前の時点で同気筒に対して噴射する。本例においては、噴射終了時期を、燃料噴射気筒の吸気上死点前７５°クランクアングル（以下、「BTDC７５°CA」と表す。他のクランクアングルについても同様に表す。）と定めている。従って、本装置は、噴射に要する時間（インジェクタの開弁時間）、ＣＰＵ７１の計算時間を考慮して、BTDC７５°CAの時点よりも前の時点にて、燃料噴射気筒の筒内吸入新気量を予測する。

一方、吸気弁閉弁時におけるスロットル弁下流の吸気管内の空気圧力（吸気管圧力）は、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量（従って、筒内吸入新気量）と密接な関係にある。また、吸気弁閉弁時の吸気管圧力は、吸気弁閉弁時のスロットル弁開度に依存する。そこで、本装置は、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時のスロットル弁開度を予測・推定し、そのスロットル弁開度（従って、吸気弁閉弁時における吸気管圧力）に基づいて燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時における筒内吸入新気量Ma(k)を事前に予測する。ここで、添え字ｋは今回の演算値であることを示している（以下、他の変数等についても同様。）。

そして、本装置は、下記(1)式に示したように、予測した筒内吸入新気量Ma(k)をエンジンの運転状態に応じて別途定められる目標空燃比Abyfrefで除することで燃料噴射量fi(k)を求める。以上が、燃料噴射量fiを求める方法の概要である。

fi(k) ＝ Ma(k) / Abyfref ・・・(1)

（具体的構成・作用）
以下、上記した燃料噴射量fi(k)を求めるための本装置の具体的構成、及び作用について説明する。本装置は、機能ブロック図である図２に示したように、現時点での実際のアクセルペダルの操作量Accpを検出するアクセル開度センサ８１、電子制御スロットル弁ロジックＡ１、電子制御スロットル弁モデルＡ２、内燃機関の吸気系における空気の挙動をモデル化した空気モデルＡ３、筒内吸入新気量を予測するための筒内吸入新気量予測モデルＡ４、目標空燃比設定手段Ａ５、及び噴射量決定手段Ａ６を含んでいる。以下、個別具体的に、各手段、及びモデル等について説明する。

（電子制御スロットル弁ロジックＡ１と電子制御スロットル弁モデルＡ２）
先ず、スロットル弁開度を制御するための電子制御スロットル弁ロジックＡ１と、将来における（現時点よりも先の時点における）スロットル弁開度を予測する電子制御スロットル弁モデルＡ２について説明する。

電子制御スロットル弁ロジックＡ２は、演算周期Δt（例えば、８msec）の経過毎にアクセル開度センサ８１の出力値に基づいてアクセルペダル操作量Accpを読み込み、読み込んだアクセル操作量Accpと図３のアクセル操作量Accpと目標スロットル弁開度TAaccとの関係を規定したテーブルとに基づいて暫定目標スロットル弁開度TAaccを求め、この暫定目標スロットル弁開度TAaccを図４のタイムチャートに示したように、所定の遅延時間TDだけ遅延し、この遅延した暫定目標スロットル弁開度TAaccを目標スロットル弁開度TAt(＝TAt(0))として設定してスロットル弁アクチュエータ４３ａに出力する。

そして、電子制御スロットル弁モデルＡ２は、実際のスロットル弁開度TAが将来において目標スロットル弁開度TAt(＝TAt(0))と一致していくものとして、現時点から遅延時間TD経過後までにおけるスロットル弁開度を予測・推定する（図４を参照）。

このように、電子制御スロットル弁モデルＡ２（ＣＰＵ７１）は、今回の演算タイミングにて遅延時間TD後の目標スロットル弁開度TAtを新たに決定し、現時点から遅延時間TD経過後までの目標スロットル弁開度TAt（即ち、予測スロットル弁開度TAest）を、演算周期Δt毎に現時点からの時間経過に対応させた形で、TAt(0),TAt(1)，・・・,TAt(ntdly)としてＲＡＭ７３に記憶・格納する。なお、ntdlyは遅延時間TDを演算周期Δtで除した値である。

(空気モデルＡ３)
空気モデルＡ３は、スロットルモデルＡ３１、及び吸気管モデルＡ３２を備えていて、電子制御スロットル弁モデルＡ２により予測・推定された燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時におけるスロットル弁開度（予測スロットル弁開度TAest）に基づいて同吸気弁閉弁時におけるスロットル弁通過空気流量mt、吸気管圧力Pm、及び吸気管内の空気温度（吸気管温度Tm）をそれぞれ推定する。スロットルモデルＡ３１、及び吸気管モデルＡ３２については、後に詳述する。

（筒内吸入新気量予測モデルＡ４）
筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、空気モデルＡ３から得られる燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時における吸気管圧力Pm、吸気管温度Tm等に基づいて、同吸気弁閉弁時における筒内吸入新気量Ma(k)を予測する。この筒内吸入新気量予測モデルＡ４についても後に詳述する。

（目標空燃比設定手段Ａ５）
目標空燃比設定手段Ａ５は、内燃機関の運転状態であるエンジン回転速度NE、及び目標スロットル弁開度TAt等に基づいて目標空燃比Abyfrefを決定する手段である。この目標空燃比Abyfrefは、例えば、内燃機関の暖機終了後においては、特殊な場合を除き理論空燃比に設定されてよい。

（噴射量決定手段Ａ６）
噴射量決定手段Ａ６は、筒内吸入新気量予測モデルＡ４により算出された燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の筒内吸入新気量Ma(k)、及び目標空燃比設定手段Ａ５により決定された目標空燃比Abyfrefに基づいて、上記(1)式に従って、同燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対する燃料噴射量fi(k)を決定する手段である。

次に、上述した空気モデルＡ３について詳細に説明する。図２に示したように、空気モデルＡ３はスロットルモデルＡ３１、及び吸気管モデルＡ３２を備えている。以下、これらについて個別に説明を加える。

（スロットルモデルＡ３１）
スロットルモデルＡ３１は、燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時においてスロットル弁４３を通過する単位時間あたりの空気量（スロットル弁通過空気流量）mtを、絞り部（オリフィス）を通過する流体の単位時間あたりの量（流量）を表す一般的な下記(2)式、及び下記(3)式に基づいて推定するモデルである。

上記(2)式及び上記(3)式において、Ctはスロットル弁開度θtに応じて変化する流量係数、Atはスロットル弁開度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はスロットル弁上流の空気圧力（即ち、大気圧）、Pmは吸気管内の空気圧力（即ち、吸気管圧力）、Taはスロットル弁上流の空気温度（即ち、大気温度）、Rは気体定数、κは比熱比である。

上記(3)式の上段はスロットル弁４３を通過する空気の流速が音速以下となる場合に使用され、下段は同流速が音速になる場合に使用される。また、本例では、気体定数R、及び比熱比κをそれぞれ所定の一定値として扱う。

スロットルモデルＡ３１は、燃料噴射気筒における燃料噴射開始時期直前（BTDC９０°CA）から今回の吸気行程における吸気弁閉弁時までの時間をエンジン回転速度NEから求め、この時間と略一致する遅延時間後の予測スロットル弁開度TAestをＲＡＭ７２に格納されているTAt(i)(i＝1,2,・・・,ntdly)の中から選択し、それを予測スロットル弁開度TAest(k-1)とする。スロットルモデルＡ３１は、この予測スロットル弁開度TAest(k-1)をスロットル弁開度θtとして使用する。

スロットルモデルＡ３１は、スロットル弁開度θtと流量係数Ctとの関係を規定した図５に示すテーブルと、スロットル弁開度θtとを用いて流量係数Ctを求めるとともに、スロットル弁開度θtと開口面積Atとの関係を規定した図６に示すテーブルと、スロットル弁開度θtとを用いて開口面積Atを求める。なお、スロットルモデルＡ３１は、スロットル弁開度θtと、流量係数Ctと開口面積Atの積値Ct・Atとの関係を規定した図７に示すテーブル、及びスロットル弁開度θtとを用いて積値Ct・At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Ａ３１は、大気圧Pa、及び大気温度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、吸気管圧力Pm(＝Pm(k-1))を後述する吸気管モデルＡ３２から取得する。

そして、スロットルモデルＡ３１は、演算周期Δtの経過毎に、これらの値を用いて上記(2)式、及び上記(3)式を計算して、燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時のスロットル弁通過空気流量mt(＝mt(k-1))を推定していく。以下、説明の便宜上、上記(2)式、及び上記(3)式を、関数funcmtを用いて下記(4)式にて表す。

mt＝funcmt(Pm,θt) ・・・(4)

（吸気管モデルＡ３２）
吸気管モデルＡ３２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(5)式及び下記(6)式、スロットル弁通過空気流量mt、スロットル弁通過空気温度（即ち、大気温度）Ta、及び吸気管４１から流出する単位時間あたりのガス量である吸気弁通過ガス流量miから、燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の吸気管圧力Pm、及び吸気管温度Tmを求めるモデルである。下記(5)式、及び下記(6)式において、Vmはスロットル弁下流（スロットル弁４３から吸気弁３２までの）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−mi) ・・・(5)

dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ta−mi・Tm) ・・・(6)

吸気管モデルＡ３２は、上記(5)式、及び上記(6)式の右辺におけるスロットル弁通過空気流量mt（＝mt(k-1)）をスロットルモデルＡ３１から取得するとともに、吸気弁通過ガス流量mi（＝mi(k-1)）を下記(7)式により取得する。

mi＝funcmi(Ma(k-1),NE) ・・・(7)

上記(7)式において、Ma(k-1)は、後述する筒内吸入新気量予測モデルＡ４により推定されている燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時における筒内吸入新気量の前回値（最新値。現時点より演算周期Δt前に算出された値）である。関数funcmiは、一吸気行程あたりの新気量である筒内吸入新気量前回値Ma(k-1)をエンジン回転速度NEを利用して単位時間あたりの新気量に換算するための関数である。即ち、本例では、筒内吸入新気量前回値Ma(k-1)から得られる単位時間あたりの新気量が吸気管４１から流出する単位時間あたりのガス量（従って、吸気弁通過ガス流量mi）に一致するものと仮定する。

そして、吸気管モデルＡ３２は、上記(5)式及び上記(6)式に基づく計算を行って、燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の吸気管圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気管温度Tm(＝Tm(k))を推定する。

ここで、上記吸気管モデルＡ３２を記述した(5)式及び(6)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（総空気質量）をMとすると、総空気量Mの時間的変化量は、吸気管部に流入する空気量に相当するスロットル弁通過空気流量mtと同吸気管部から流出する空気量に相当する吸気弁通過ガス流量miの差であるから、吸気管部の空気について適用される質量保存則に基づく下記(8)式が得られる。

dM／dt＝mt−mi ・・・(8)

また、吸気管部の空気についての状態方程式は下記(9)式となるから、上記(8)式と下記(9)式とから総空気量Mを消去することにより、吸気管部の空気について適用される質量保存則に基づく上記(5)式が得られる。

Pm・Vm＝M・R・Tm ・・・(9)

次に、吸気管部の空気に関するエネルギー保存則について検討する。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）ものと考えられる。そうすると、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・mi・Tmの差に等しいので、下記(10)が得られる。ここにおいて、Cvは定容比熱、Cpは定圧比熱である。

d(M・Cv・Tm)／dt＝Cp・mt・Ta−Cp・mi・Tm ・・・(10)

この上記(10)式を、比熱比κ＝Cp／Cvなる関係と、上記(9)式（Pm・Vm＝M・R・Tm）とを用いて変形することにより、上記(6)式が得られる。

実際には、吸気管モデルＡ３２は、上記(5)式及び上記(6)式の各々を時間について演算周期Δtをもって離散化した下記(11)式及び下記(12)式に基づいて、同演算周期Δt毎に、吸気管圧力Pm(k)、及び吸気管温度Tm(k)を求めていく。以上が、空気モデルＡ３が備えるスロットルモデルＡ３１、及び吸気管モデルＡ３２についての概要である。

（筒内吸入新気量予測モデルＡ４）
筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、シリンダ２１に係わる後述する「５つの仮定」のもと、シリンダ２１（燃焼室２５）内のガス（筒内ガス）についてのエネルギー保存則等に基づいて得られる代数式である下記(13)式、及び下記(14)式に従って燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時における筒内吸入新気量Ma(k)を代数的に算出・予測するモデルである。

上記(13)式、及び上記(14)式において、Vivcは吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積であり、Vevcは排気弁閉弁時におけるシリンダ容積である。Peは排気ガス（既燃ガス）の圧力であり、Teは排気ガス（既燃ガス）の温度である。Pmは吸気管内の空気の圧力（即ち、吸気管圧力）であり、Tmは吸気管内の空気の温度（即ち、吸気管温度）である。Rは気体定数であり、κは比熱比である。Aolは、吸気弁３２の周囲に形成されるガス通路の流量係数Ciと開口面積Aiの積値を吸気弁開弁時から排気弁閉弁時までの期間（従って、バルブオーバーラップVOLの期間）に亘って時間積分した値（以下、「開口面積積算値」と称呼する。）である。

以下、上記(13)式、及び上記(14)式の導出過程について図８〜図１０を参照しながら説明する。図８（ａ）は、機関１０における吸気弁開弁時（時刻tivo）から吸気弁閉弁時（時刻tivc）までに亘る吸気弁３２のリフト量、及び排気弁３５のリフト量の変化の一例をそれぞれ実線LIN、及び破線LEXにて示したタイムチャートである。図８（ａ）に示したように、機関１０においては、吸気弁３２、及び排気弁３５が共に開状態となる期間である、吸気上死点ＴＤＣを含むバルブオーバーラップVOLの期間（時刻tivo〜時刻tevc）が設定される。上記(13)式、及び上記(14)式は、係るバルブオーバーラップVOLの期間を有する内燃機関に適用される式である。

上記(13)式、及び上記(14)式は、以下に示す「５つの仮定（仮定１〜仮定５）」のもとで導出される。

<仮定１>
「オーバーラップVOLの期間中（図８（ｂ）における期間Ａ）においては、筒内ガスの圧力（筒内ガス圧力Pc）は、吸気弁上流ガス圧力Pi（一定値。吸気ガスの圧力）よりも高い排気ガス圧力Pe（一定値）に維持される。」

従って、期間Ａにおいては、図９（ａ）に示したように、シリンダ内の既燃ガスが吸気弁３２を介して吸気通路へ吹き返されるとともに、筒内ガス圧力Pcが排気ガス圧力Pe（一定値）に維持されるように排気通路へ排出された既燃ガスが排気弁３５を介してシリンダ内に吸入（補填）される。

この<仮定１>は、バルブオーバーラップVOLの期間の初期は、既燃ガスの吸気通路への吹き返しが開始される直後であって、この段階では筒内ガス圧力Pcは排気ガス圧力Peと略等しいと考えることができることに基づく。

<仮定２>
「オーバーラップVOLの期間の終了時点（即ち、排気弁閉弁時）以降、既燃ガスの吸気通路への吹き返しが終了する時点（即ち、吸気通路に吹き返された既燃ガスのシリンダ内への再吸入が開始される時点）までの間（図８（ｂ）における期間Ｂ）においては、筒内ガス圧力Pcは、シリンダ容積Vcの増大に伴って上記排気ガス圧力Pe（一定値）から上記吸気弁上流ガス圧力Pi（一定値）まで断熱膨張過程に従って減少していく。」

即ち、期間Ｂにおいては、図９（ｂ）に示したように、排気弁３５を介した既燃ガスのシリンダ内への吸入が禁止される一方で、シリンダ内の既燃ガスの吸気弁３２を介した吸気通路への吹き返しがなお継続される。

<仮定３>
「吸気通路に吹き返された既燃ガスのシリンダ内への再吸入が開始される時点から吸気弁閉弁時までの間（図８（ｂ）における期間Ｃ）においては、筒内ガス圧力Pcは、吸気弁上流ガス圧力Pi（一定値）に維持される。」

従って、期間Ｃにおいては、図９（ｃ）に示したように、排気弁３５を介した既燃ガスのシリンダ内への吸入の禁止が継続される一方で、筒内ガス圧力Pcが吸気弁上流ガス圧力Pi（一定値）に維持されるように、先ず、吸気通路に吹き返された既燃ガスが吸気弁３２を介してシリンダ内へ再吸入される。そして、吸気通路に吹き返された既燃ガスが総てシリンダ内に吸入された後は吸気弁閉弁時までに亘って新気がシリンダ内に吸入されていく。この<仮定３>は、一般に、吸気弁閉弁時においては、筒内ガス圧力Pcは吸気弁上流ガス圧力Piと略等しいと考えることができることに基づく。

<仮定４>
「筒内ガスとシリンダ内壁面との間で熱の授受（熱伝達）は行われない。」

<仮定５>
「筒内ガスの比熱比、吸気弁通過ガスの比熱比、及び排気ガス（排気弁通過ガス）の比熱比は総て一定値κとし、筒内ガスの気体定数、吸気弁通過ガスの気体定数、及び排気ガスの気体定数は総て一定値Rとする。」

ガスの比熱比、及び気体定数は、同ガスの組成に依存する。従って、この<仮定５>には、吸気弁通過ガス中に含まれる燃料（気化燃料）の成分が吸気弁通過ガスの比熱比、及び気体定数に与える影響を無視することが含まれている。

次に、上記「５つの仮定」のもとで、図１０を参照しながら、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式について検討する。筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく基礎式は、下記(15)式にて表すことができる。

上記(15)式において、Eは筒内ガスのエネルギー、Ei’は吸気弁通過ガスにより単位時間あたりに筒内ガスに与えられるエネルギー、Ee'は排気弁通過ガスにより単位時間あたりに筒内ガスに与えられるエネルギー、W'は筒内ガスが単位時間あたりにピストン２２に対して行う仕事、及びQw'はシリンダ壁面から筒内ガスに単位時間あたりに与えられる熱量（伝達熱流量）である。

上記(15)式は、「筒内ガスのエネルギーEの時間的変化量（dE/dt）」が、「吸気弁通過ガスにより単位時間あたりに筒内ガスに与えられるエネルギーEi'」と、「排気弁通過ガスにより単位時間あたりに筒内ガスに与えられるエネルギーEe'」と、「伝達熱流量Qw'」との和から、「筒内ガスが単位時間あたりにピストン２２に対して行う仕事W'」を減じた値に等しいというエネルギー保存則を表している。

ここで、上記(15)式の各変数について検討すると、筒内ガスのエネルギーEの時間的変化量（dE/dt）について、Mcをシリンダ２１内のガス量（筒内ガス量）、uを筒内ガスの内部エネルギー、Cvcを筒内ガスの定容比熱、Tcをシリンダ２１内のガス温度（筒内ガス温度）とするとき、下記(16)式が成立する。

また、吸気弁通過ガスにより単位時間あたりに筒内ガスに与えられるエネルギーEi'について下記(17)式が成立する。下記(17)式において、miは吸気弁通過ガス流量であり、hiは吸気弁通過ガスのエンタルピーであり、Cpiは吸気弁通過ガスの定圧比熱であり、Tiは吸気弁通過ガス温度（吸気ガス温度）である。このように、吸気弁通過ガス流量miは、シリンダ２１内にガスが吸入されている場合に正、シリンダ２１からガスが吸気通路に吹き返されている場合に負の値をとる符号付きの値として規定されている。なお、エンタルピーhは、h＝Cp・T（Cpは対象とするガスの定圧比熱、Tはそのガスの温度）と定義される。

同様に、排気弁通過ガスにより単位時間あたりに筒内ガスに与えられるエネルギーEe'について下記(18)式が成立する。下記(18)式において、meは排気弁通過ガス流量であり、heは排気弁通過ガスのエンタルピーであり、Cpeは排気弁通過ガスの定圧比熱であり、Teは排気ガス温度（排気弁通過ガス温度）である。このように、排気弁通過ガス流量meは、排気系からシリンダ２１内にガスが吸入されている場合に正、シリンダ２１からガスが排気系に排出されている場合に負の値をとる符号付きの値として規定されている。

更に、筒内ガスが単位時間あたりにピストン２２に対して行う仕事W'については、下記(19)式が成立する。下記(19)式において、Pcはシリンダ２１内のガス圧力（筒内ガス圧力）、Vcはシリンダ２１（燃焼室２５）の容積である。

これら(16)式乃至(19)式を(15)式に適用すると、下記(20)式が得られる。

この(20)式に下記(21)式の気体の状態方程式を適用して筒内ガス量Mcを消去すると、下記(22)式が得られる。

一方、「比熱比κ＝定圧比熱Cp／定容比熱Cv」なる関係、及び「定圧比熱Cp＝定容比熱Cv＋気体定数R」なる関係から、ガスｊ（j=i,c,e）について下記(23)式及び下記(24)式が成立する。この(23)式及び(24)式を(22)式に適用することにより、下記(25)式が得られる。下記(25)式において、κc,κi及びκeは、それぞれシリンダ２１内のガスの比熱比（筒内ガス比熱比）、吸気弁通過ガスの比熱比、及び排気ガス（排気弁通過ガス）の比熱比である。Rc,Ri及びReは、それぞれシリンダ２１内のガスの気体定数、吸気弁通過ガスの気体定数、及び排気ガスの気体定数である。

上記(25)式において、<仮定４>に従って伝達熱流量Qw'を無視するとともに、<仮定５>に従って比熱比κi,κe,κcを一定の比熱比κとし、気体定数Ri,Re,Rcを一定の気体定数Rとすると、上記(25)式は下記(26)式に書き換えられる。

以下、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式である上記(26)式を利用して、筒内吸入新気量Ma(k)を代数的に算出するための代数式（上記(13)式、及び(14)式）を導出することについて検討する。筒内吸入新気量Ma(k)は、上述した符号付きの吸気弁通過ガス流量miの値を吸気弁開弁時（図８（ａ）の時刻tivo）から吸気弁閉弁時（図８（ａ）の時刻tivc）まで時間積分（定積分）した値と一致する。

従って、吸気弁通過ガス流量miを変数として含む上記(26)式（の両辺）を吸気弁開弁時（時刻tivo）から吸気弁閉弁時（時刻tivc）まで定積分することにより理論的には筒内吸入新気量Ma(k)を求めるための代数式を取得できる可能性がある。

しかしながら、バルブオーバーラップ期間（図８の期間Ａ）中は「排気弁通過ガス流量me≠０」となるから、同バルブオーバーラップ期間を積分区間に含めると、上記(26)式における排気弁通過ガス流量meの項を考慮する必要が発生する。この結果、上記積分後に得られる式が複雑化することが考えられる。

従って、本例では、上記(26)式（の両辺）を排気弁閉弁時（図８の時刻tevc）から吸気弁閉弁時（時刻tivc）まで定積分することを考える。これにより、積分区間に亘って「排気弁通過ガス流量me＝０」となって排気弁通過ガス流量meの項を考慮する必要がなくなる。

ここで、上記(26)式の左辺について上記<仮定２>、及び<仮定３>を考慮して、上記(26)式の両辺を排気弁閉弁時（時刻tevc）から吸気弁閉弁時（時刻tivc）まで定積分すると、下記(27)式が得られる。(27)式の右辺第２項において、Vivcは吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積であり、Vevcは排気弁閉弁時におけるシリンダ容積である。

上記(27)式の右辺第２項の積分区間を図８（ｂ）の期間Ｂと期間Ｃとに分けて考えると、上記(27)式の右辺第２項は、下記(28)式にて表すことができる。(28)式において、V1は吸気通路に吹き返された既燃ガスのシリンダ内への再吸入が開始される時点におけるシリンダ容積である（図８（ｂ）を参照）。

ここで、上記<仮定２>を考慮すると、期間Ｂにおいては、「Pc・Vc^κ＝Ｃ（一定）」が成立し、上記<仮定３>を考慮すると、期間Ｃにおいては、「Pc＝Pi（一定）」が成立する。従って、上記(28)式は、下記(29)式のように変形・整理することができる。

上記(29)式の右辺第１項において、上記<仮定２>に基づく「Pi・V1^κ＝Pe・Vevc^κ」なる関係を適用して値Ｃを消去すると、上記(29)式（従って、上記(27)式の右辺第２項）は下記(30)式のように表すことができる。

そして、上記(30)式を上記(27)式に適用するとともに、下記(31)式の関係を利用してV1を消去すると、下記(32)式が得られる。

ここで、上記(32)式の右辺について考察する。このため、排気弁閉弁時（時刻tevc）から吸気弁閉弁時（時刻tivc）までの間において吸気弁３２を通過するガス量について考える。先ず、期間Ｂにおいては、或る量αの既燃ガスがシリンダ内から吸気通路へ向けて吸気弁３２を通過する。

その後の期間Ｃにおいては、先ず、上記量αの既燃ガスが吸気通路からシリンダ内に向けて吸気弁３２を通過する。上記量αの既燃ガスが総てシリンダ内に吸入されると、次いで、期間Ａ（バルブオーバーラップVOLの期間中）において吸気通路に吹き返されていた或る量（以下、「既燃ガス吹き返し量Mirev」と称呼する。）の既燃ガスが吸気通路からシリンダ内に向けて吸気弁３２を通過する。

そして、既燃ガス吹き返し量Mirevの既燃ガスが総てシリンダ内に吸入されると、それ以降、吸気弁閉弁時までに亘って、或る量（即ち、筒内吸入新気量Ma）の新気が吸気通路からシリンダ内に向けて吸気弁３２を通過する。

従って、排気弁閉弁時（時刻tevc）から吸気弁閉弁時（時刻tivc）までの間において吸気弁３２を実質的に通過するガス量（即ち、符号付きの吸気弁通過ガス流量miの積算値（時間積分値））は、既燃ガス吹き返し量Mirev（正の値）と筒内吸入新気量Ma（正の値）の和となる。

ここで、吸気弁３２を通過する既燃ガス吹き返し量Mirevの既燃ガスの温度は排気ガス温度Te（一定）であり、吸気弁３２を通過する筒内吸入新気量Maの新気の温度は吸気弁通過ガス温度Ti（一定）であると考えることができる。

以上のことを考慮して上記(32)式の右辺の積分を行うと、下記(33)が成立する。

従って、上記(33)式を上記(32)式に適用すると、下記(34)式が得られる。

」

一方、期間Ａ（バルブオーバーラップVOLの期間中）において吸気通路に吹き返されていた既燃ガスの量である上記既燃ガス吹き返し量Mirevは、上記<仮定１>、即ち、期間Ａにおいて「Pc＝Pe（一定）」が成立することを利用すると、下記（35）式、及び下記(36)式に従って表すことができる。

上記(35)式において、Ciは吸気弁３２の周囲に形成されるガス通路の流量係数であり、Aiは逐次変化する同ガス通路の開口面積である。ここで、開口面積積算値Aolを下記(37)式にて定義すると、上記(35)式は、下記(38)式に書き換えられる。

上記(38)式（及び、上記(36)式）を上記(34)に適用して同(34)式を整理すると、下記(39)式、及び下記(40)式が得られる。

ここで、吸気弁上流ガス圧力Piは吸気管圧力Pmと等しく、吸気弁通過ガス温度Tiは吸気管温度Tmと等しいとみなすことができる。従って、上記(39)式、及び上記(40)式において、PiをPmに置き換え、且つ、TiをTmに置き換えると、筒内吸入新気量Ma（＝Ma(k)）を代数的に算出するための代数式である上記(13)式、及び上記(14)式が得られる。以上、上記(13)式、及び上記(14)式の導出過程について説明した

なお、上記(13)式の右辺第１項は、吸気弁閉弁時においてシリンダ２１内に吸入されている総てのガス量に相当する項であり、右辺第２項は、バルブオーバーラップ期間の終了時点（即ち、排気弁閉弁時）においてシリンダ２１内に残留している既燃ガス量に相当する項であり、右辺第３項は、バルブオーバーラップ期間において吸気通路に吹き返された既燃ガス量に相当する項である。

上記(14)式の上段は吸気弁３２を通過するガス（具体的には、図８の期間Ａにおいて吸気弁３２を介して吸気通路へ吹き返される既燃ガス）の流速が音速以下となる場合に使用され、下段は同流速が音速になる場合に使用される。

筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積Vivcを、カムポジションセンサ６６の出力に基づく吸気弁３２の進角量VVTから得られる吸気弁閉弁時のクランク角度、機関の設計諸元等を利用した関数（マップ値）として取得する。なお、上述したように、本例では排気弁３５の開閉タイミングは常に一定であるから、排気弁閉弁時におけるシリンダ容積Vevcは一定値である。

筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、開口面積積算値Aolを、カムポジションセンサ６６の出力に基づく吸気弁３２の進角量VVTから得られる吸気弁開弁時のクランク角度、排気弁閉弁時のクランク角度（一定値）、機関の設計諸元等を利用した関数（マップ値）として取得する。

筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、排気ガスの圧力Peを、現時点で燃料噴射気筒となっている気筒についての前回の燃料噴射量fiを計算するために実際に使用された同筒内吸入新気量予測モデルＡ４により算出された筒内吸入新気量（以下、「前回筒内吸入新気量Mab」と称呼する。）の関数として取得する。

筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、排気ガスの温度Teを、上記前回筒内吸入新気量Mab、エンジン回転速度NE、及び空燃比センサ６９により得られる排気ガスの空燃比abyfの関数として取得する。また、筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、吸気管圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気管温度Tm(＝Tm(k))を吸気管モデルＡ３２からそれぞれ取得する。

そして、筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、これら取得された値を用いて上記(13)式及び上記(14)式を計算することで燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時における筒内吸入新気量Ma(k)を推定する。筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、このような演算を気筒毎に所定時間の経過毎に行う。

このように、筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、筒内吸入新気量Ma(k)を所定時間の経過毎に更新するが、燃料噴射開始時期直前（BTDC９０°CA）から吸気弁閉弁時までの時間と略一致する遅延時間後の前記予測スロットル弁開度TAest(k-1)に基づいて筒内吸入新気量Ma(k)を計算すること、及び同燃料噴射開始時期直前の時点での筒内吸入新気量Ma(k)に基づいて燃料噴射量fi(k)が計算されること（上記(1)式を参照。）から、筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、ある気筒の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の予測スロットル弁開度TAest(k-1)に基づいて、筒内吸入新気量Ma(k)を実質的に予測する。

また、筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、筒内ガス圧力Pcが吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時までに亘って上記<仮定１>〜<仮定３>に従う所定のパターン（図８（ｂ）を参照）をもって推移するとの仮定のもとで少なくとも吸気弁通過ガス流量miと筒内ガス圧力Pcとを変数として含む筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式（上記(25)式、上記(26)式等）を時間積分することにより得られる代数式（上記(13)式、上記(14)式）に基づいて、筒内吸入新気量Ma(k)を推定する。

より具体的には、筒内吸入新気量予測モデルＡ４は、筒内ガス圧力PcがバルブオーバーラップVOLの期間中において上記<仮定１>に従う所定のパターンをもって推移するとの仮定のもとで少なくとも吸気弁上流ガス圧力Piと筒内ガス圧力Pcとを変数として含む式であって吸気弁３２の周囲に形成される絞り部を通過するガス流量を求める式を同バルブオーバーラップ期間に亘って時間積分することにより得られる代数式（上記(38)式）に基づいて、バルブオーバーラップVOLの期間中において吸気通路へ吹き返される既燃ガスの総量である既燃ガス吹き返し量Mirevを推定し、バルブオーバーラップVOLの期間の終了時点から吸気弁閉弁時までの間においてエネルギー保存則に基づく式（上記(26)式）を時間積分することにより得られる既燃ガス吹き返し量Mirevと筒内吸入新気量Maとを変数として含む代数式（上記(34)式）と、前記推定された既燃ガス吹き返し量Mirevとに基づいて筒内吸入新気量Ma(k)を推定する。

以上、図２に示した各モデル、及び各手段により、機関１０の吸気に係わる状態量である吸気圧力Pm、吸気温度Tm、筒内吸入新気量Ma(k)が推定され、この筒内吸入空気量Ma(k)に基づいて燃料噴射量fi(k)が計算されていく。以上が、燃料噴射量fiの決定方法の概要である。

次に、電気制御装置７０の実際の作動について、図１１〜図１３に示したフローチャートを参照しながら説明する。

（目標（推定）スロットル弁開度の計算）
ＣＰＵ７１は、図１１にフローチャートにより示したルーチンを演算周期Δt（ここでは、８msec）の経過毎に実行することにより、上記電子制御スロットル弁ロジックＡ１、及び電子制御スロットル弁モデルＡ２の機能を達成する。具体的に述べると、ＣＰＵ７１は所定のタイミングにてステップ１１００から処理を開始し、ステップ１１０５に進んで変数ｉに「０」を設定し、ステップ１１１０に進んで変数ｉが遅延回数ntdlyと等しいか否かを判定する。この遅延回数ntdlyは、遅延時間TDを演算周期Δtで除した値である。

この時点で変数ｉは「０」であるから、ＣＰＵ７１はステップ１１１０にて「Ｎｏ」と判定し、ステップ１１１５に進んで暫定目標スロットル弁開度TAt(i)に暫定目標スロットル弁開度TAt(i+1)の値を格納する。以上の処理により、暫定目標スロットル弁開度TAt(0)に暫定目標スロットル弁開度TAt(1)の値が格納される。

次いで、ＣＰＵ７１は、ステップ１１２０にて変数ｉの値を「１」だけ増大してステップ１１１０にもどる。そして変数ｉの値が今回の遅延回数ntdlyより小さければ、再びステップ１１１５〜１１２０を実行する。即ち、ステップ１１１５〜１１２０は、変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなるまで繰り返し実行される。これにより、暫定目標スロットル弁開度TAt(i+1)の値が暫定目標スロットル弁開度TAt(i)に順次シフトされて行く。

前述のステップ１１２０が繰り返されることにより変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなると、ＣＰＵ７１はステップ１１１０にて「Ｙｅｓ」と判定してステッ１１２５に進み、同ステップ１１２５にて現時点の実際のアクセル操作量Accpと、図３に示したテーブルとに基づいて今回の暫定目標スロットル弁開度TAaccを求め、これを暫定目標スロットル弁開度TAt(ntdly)に格納する。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１１３０に進み、同ステップ１１３０にて目標スロットル弁開度TAtに暫定目標スロットル弁開度TAt(0)の値を設定し、ステップ１１９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

以上のように、目標スロットル弁開度TAt（即ち、推定スロットル弁開度TAest）に関するメモリにおいては、本ルーチンが実行される毎にメモリの内容が一つずつシフトされて行き、暫定目標スロットル弁開度TAt(0)に格納された値が、電子制御スロットル弁ロジックＡ１によってスロットル弁アクチュエータ４３ａに出力される目標スロットル弁開度TAtとして設定される。即ち、今回の本ルーチンの実行により暫定目標スロットル弁開度TAt(ntdly)に格納された値は、今後において本ルーチンが遅延回数ntdlyだけ繰り返されたときにTAt(0)に格納され、目標スロットル弁開度TAtとなる。

（筒内吸入新気量Maの計算）
ＣＰＵ７１は、所定の演算周期Δt（８msec）の経過毎に図１２に示した筒内吸入新気量計算ルーチンを、各気筒毎に実行することで、空気モデルＡ３（スロットルモデルＡ３１、吸気管モデルＡ３２、及び筒内吸入新気量予測モデルＡ４の機能を達成するようになっている。具体的に説明すると、所定のタイミングになったとき、ＣＰＵ７１はステップ１２００から処理を開始し、ステップ１２０５に進んで、燃料噴射開始時期直前（BTDC９０°CA）から吸気弁閉弁時までの時間をエンジン回転速度NEから求め、この時間と略一致する遅延時間後の予測スロットル弁開度TAestをＲＡＭ７３から読み出し、それを予測スロットル弁開度TAest(k-1)とする。そして、その予測スロットル弁開度TAest(k-1)と、前回の本ルーチン実行時における後述するステップ１２１５にて求められた吸気管圧力Pm(k-1)と、スロットルモデルＡ３１を表す上記(4)式とに基づいてスロットル弁通過空気流量mt(k-1)を求める。

なお、スロットル弁通過空気流量mtの括弧内の変数がkではなくk-1となっているのは、このスロットル弁通過空気流量mt(k-1)が演算周期Δt前の各種値を用いて求められた値であることを意味していて、この変数k，k-1の意味は以下に述べる他の値についても同様である。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１２１０に進み、前回の本ルーチン実行時における後述するステップ１２４０にて求められた筒内吸入新気量Ma(k-1)と、現時点でのエンジン回転速度NEと、上記(7)式とに基づいて吸気弁通過ガス流量mi(k-1)を求める。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１２１５に進み、吸気管モデルＡ３２を表す上記(11)式、及び(12)式と、上記ステップ１２０５、及びステップ１２１０にてそれぞれ求めたスロットル弁通過空気流量mt(k-1)、及び吸気弁通過ガス流量mi(k-1)とに基づいて、今回の吸気圧力Pm(k)と、同吸気圧力Pm(k)を今回の吸気温度Tm(k)にて除した値(Pm/Tm)(k)とを求める。

続いて、ＣＰＵ７１はステップ１２２０に進み、後述する図１３のルーチンのステップ１３１５の実行により格納されている前回筒内吸入新気量Mabと、所定の関数funcPeとに基づいて現時点での排気ガス圧力Peを求める。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１２２５に進み、上記前回筒内吸入新気量Mabと、現時点でのエンジン回転速度NEと、空燃比センサ６９により得られた現時点での排気ガスの空燃比abyfと、所定の関数funcTeとに基づいて現時点での排気ガス温度Teを求める。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１２３０に進み、カムポジションセンサ６６の出力に基づく吸気弁３２の現時点での進角量VVTと、所定のテーブルMapVivcとに基づいて吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積Vivcを求めるとともに、続くステップ１２３５にて、同進角量VVTと、所定のテーブルMapAolとに基づいて開口面積積算値Aolを求める。

そして、ＣＰＵ７１はステップ１２４０に進んで、ステップ１２１５〜ステップ１２３５にて求めた吸気管圧力Pm(k)と、吸気管温度Tm(k)と、排気ガス圧力Peと、排気ガス温度Teと、吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積Vivcと、開口面積積算値Aolと、排気弁閉弁時におけるシリンダ容積Vevc（一定値）と、上記(13)式、及び上記(14)式に相当する関数funcMaとに基づいて筒内吸入新気量Ma(k)を求める。係るステップ１２４０が筒内吸入新気量推定手段に相当する。

そして、ＣＰＵ７１はステップ１２９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。以降も、ＣＰＵ７１は本ルーチンを繰り返し実行することで、筒内吸入新気量Ma(k)を演算周期Δt（８msec）の経過毎に更新していく。

（噴射実行ルーチン）
次に、電気制御装置７０が、実際に噴射を行うために実行するルーチンについて、同ルーチンをフローチャートにより示した図１３を参照して説明すると、ＣＰＵ７１は各気筒のクランク角度がBTDC９０°ＣＡになる毎に、各気筒毎に同図１３に示したルーチンを実行するようになっている。

従って、特定の（任意の）気筒（燃料噴射気筒）のクランク角度がBTDC９０°ＣＡになると、ＣＰＵ７１はステップ１３００から処理を開始し、続くステップ１３０５にて、図１２のステップ１２４０にて求められている最新の筒内吸入新気量Ma(k)（即ち、特定の気筒の今回の吸気行程での吸気弁閉弁時（近傍の時点）の予測筒内吸入新気量）を目標空燃比Abyfrefで除することにより特定の気筒の燃料噴射量fi(k)を求める。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１３１０に進んで、前記特定の気筒のインジェクタ３９に対して前記燃料噴射量fi(k)の燃料の噴射を指示する。これにより、燃料噴射量fi(k)に応じた量の燃料が前記特定気筒のインジェクタ３９から噴射される。そして、ＣＰＵ７１は、ステップ１３１５に進んで、ステップ１３０５にて使用した上記最新の筒内吸入新気量Ma(k)の値を前回筒内吸入新気量Mabとして格納した後、ステップ１３９５にて本ルーチンを一旦終了する。この前回筒内吸入新気量Mabは、図１２のステップ１２２０、１２２５にて使用される。

以上、説明したように、本発明による内燃機関の筒内吸入新気量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置の上記実施形態によれば、シリンダ２１に係わる上記「５つの仮定」のもと、特に、筒内ガス圧力Pcが吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時までに亘って上記<仮定１>〜<仮定３>に従う所定のパターン（図８（ｂ）を参照）をもって推移するとの仮定のもと、筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づいて得られる代数式である上記(13)式、及び上記(14)式に従って燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時における筒内吸入新気量Ma(k)を代数的に算出・予測する。

従って、バルブオーバーラップ期間が設定されている場合において、多数のパラメータを引数とするテーブルを検索することなく、且つ逐次の積算を行うことなく、代数的に筒内吸入新気量を精度良く推定することができる。

本発明は上記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。例えば、上記実施形態においては、スロットル弁通過空気流量mtを物理モデル（スロットルモデルＡ３１）を用いて求めているが（図１２のステップ１２０５を参照）、スロットル弁通過空気流量mtをエアフローメータ等の流量計を用いて計測するように構成してもよい。

また、上記実施形態においては、吸気管圧力Pm、及び吸気管温度Tmを共に物理モデル（吸気管モデルＡ３２）を用いて求めているが（図１２のステップ１２１５を参照）、吸気管温度Tmをスロットル弁下流吸気管（吸気ポート３１）内の空気温度を検出する温度センサを用いて検出し、吸気管圧力Pmをスロットル弁下流吸気管内の空気圧力を検出する圧力センサを用いて検出するように構成してもよい。この場合、図１２のステップ１２４０におけるPm(k)、Tm(k)として、現時点でのセンサ検出値が使用される。

また、上記実施形態においては、排気ガスの圧力Peを、所定の関数funcPeを用いて推定しているが（図１２のステップ１２２０を参照）、排気ポート３４に排気圧力センサを設置し、この排気圧力センサの出力から排気ガス圧力Peを求めてもよい。同様に、排気ガスの温度Teを、所定の関数funcTeを用いて推定しているが（図１２のステップ１２２５を参照）、排気ポート３４に排気温度センサを設置し、この排気温度センサの出力から排気ガス温度Teを求めてもよい。

また、上記実施形態においては、排気弁３５の開閉タイミングは常に一定となっていて、吸気弁３２の開閉タイミング（進角量VVT）のみが可変吸気タイミング装置３３により制御されるようになっているが、排気弁３５の開閉タイミング（進角量VVTex）を可変とする可変排気タイミング装置を備えるように構成してもよい。

この場合、図１２のステップ１２３０にて吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積Vivcを求めることに加え、排気弁３５の現時点での進角量VVTexと、所定のテーブルMapVevcとに基づいて排気弁閉弁時におけるシリンダ容積Vevcを求め、続くステップ１２３５にて、吸気弁の進角量VVTと、排気弁の進角量VVTexと、所定のテーブルMapAolとに基づいて開口面積積算値Aolを求める。

また、上記実施形態の内燃機関のようにバルブオーバーラップ期間が設定されている場合、同バルブオーバーラップ期間の開始時点（即ち、吸気弁開弁時）の直後における既燃ガスのシリンダ内から吸気通路への吹き返し（逆流）により、吸気ポート３１付近におけるガス圧力が局部的に上昇することが考えられる。即ち、吸気ポート３１付近におけるガス圧力が吸気管圧力Pmよりも高くなる。このようにガス圧力が局部的に上昇すると、吸気弁３２により形成される絞り部の差圧が実質的に減少して上記既燃ガスの逆流が抑制されることになる。

他方、係る既燃ガス逆流の抑制の程度は、筒内ガス圧力Pc（即ち、排気ガス圧力Pe）と吸気管圧力Pmとの差圧が大きいほど大きくなるとともに、バルブオーバーラップ期間OLが長いほど大きくなると考えられる。以上のことから、「C＝funcC(OL,
Pe−Pm(k))」にて決定される逆流補正係数C (0＜C≦１)を導入し、上記(13)式に代えて下記(41)式に従って筒内吸入新気量Ma(k)を算出するように構成してもよい。ここで、関数funcCは、バルブオーバーラップ期間OLが長いほど、また、差圧(Pe−Pm(k))が大きいほど、逆流補正係数Cの値をより小さい値とする関数である。

また、上記実施形態においては、上記<仮定３>として、「吸気弁を介して吸気通路からシリンダ内へガスが吸入される期間（図８（ｂ）における期間Ｃ。以下、「吸入期間」と称呼する。）において筒内ガス圧力Pcは吸気弁上流ガス圧力Pi（吸気管圧力Pm）と一致する」と仮定している。しかしながら、実際には、吸気弁に形成される絞り部には差圧が生じ、同差圧は同絞り部の開口面積が小さくなるほど大きくなる。換言すれば、上記吸入期間における筒内ガス圧力Pcは、吸気弁に形成される絞り部の開口面積が小さいほど吸気管圧力Pmに比してより低くなる。

他方、近年、吸気弁の最大リフト量を機関の運転状態に応じて可変とする吸気弁リフト量可変機構を備えた内燃機関が提案されてきている。このような内燃機関においては、吸気弁の最大リフト量が小さくなるほど、吸気弁に形成される絞り部の開口面積が小さくなるから、上記吸入期間における筒内ガス圧力Pcは吸気管圧力Pmに比してより低くなる。

加えて、吸気弁に形成される絞り部に発生する差圧は、同絞り部を通過するガス流量が大きくなるほど大きくなる。上記絞り部を通過するガス流量はエンジン回転速度NEが大きいほど大きくなる。換言すれば、エンジン回転速度NEが大きくなるほど、上記吸入期間における筒内ガス圧力Pcは吸気管圧力Pmに比してより低くなる。

即ち、上記吸入期間において筒内ガス圧力Pcが吸気管圧力Pmに比して低くなる程度は、吸気弁の最大リフト量Lと、エンジン回転速度NEに大きく依存する。以上のことから、「r＝funcr(L,
NE)」にて決定される圧力補正係数r (0＜r≦１)を導入し、上記(13)式に代えて下記(42)式に従って筒内吸入新気量Ma(k)を算出するように構成してもよい。ここで、関数funcrは、吸気弁の最大リフト量Lが小さいほど、また、エンジン回転速度NEが大きいほど、圧力補正係数rの値をより小さい値とする関数である。

本発明による筒内吸入新気量推定装置を含んだ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。 スロットル弁開度を制御するとともに吸気管圧力、吸気管温度、筒内吸入新気量、及び燃料噴射量を決定するための各種ロジック、及び各種モデルの機能ブロック図である。 図１に示したＣＰＵが参照するアクセルペダル操作量と暫定目標スロットル弁開度との関係を規定したテーブルを示したグラフである。 暫定目標スロットル弁開度、及び目標（予測）スロットル弁開度の変化を示したタイムチャートである。 図１に示したＣＰＵが参照するスロットル弁開度と流量係数との関係を規定したテーブルを示したグラフである。 図１に示したＣＰＵが参照するスロットル弁開度と開口面積との関係を規定したテーブルを示したグラフである。 図１に示したＣＰＵが参照するスロットル弁開度と、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したグラフである。 （ａ）は時間経過に対する吸気弁及び排気弁のバルブリフト量を示したグラフであり、（ｂ）は図１に示した電気制御装置により仮定せしめられる、吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時までの間における筒内ガス圧力の変化パターンを、シリンダ容積と関係において概念的に示した図である。 （ａ）はバルブオーバーラップ期間において既燃ガスが吸気通路に吹き返される際のシリンダ近傍におけるガスの流れを説明するための図であり、（ｂ）はバルブオーバーラップ期間終了後、既燃ガスの吸気通路への吹き返しが終了する時点までの間において同既燃ガスが吸気通路に吹き返される際のシリンダ近傍におけるガスの流れを説明するための図であり、（ｃ）は既燃ガスのシリンダ内への再吸入が開始された時点以降、吸気弁閉弁時までの間において同既燃ガス（及び、新気）がシリンダ内に吸入される際のシリンダ近傍におけるガスの流れを説明するための図である。 図１に示したＣＰＵが各値の計算時に使用する変数を説明するためのシリンダ、及びその近傍を概念的に示した図である。 図１に示したＣＰＵが実行する目標スロットル弁開度を算出するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する筒内吸入新気量を算出するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する燃料噴射実行（燃料噴射量計算）のためのプログラムを示したフローチャートである。

符号の説明

１０…火花点火式多気筒内燃機関、２０…シリンダブロック部（エンジン本体部）、２５…燃焼室、３１…吸気ポート、３２…吸気弁、３３…可変吸気タイミング装置、３４…排気ポート、３５…排気弁、３９…インジェクタ、４１…吸気管、４３…スロットル弁、４３ａ…スロットル弁アクチュエータ、７０…電気制御装置、７１…ＣＰＵ

Claims (3)

1. 排気弁が閉弁する前に吸気弁が開弁することにより発生する同吸気弁と同排気弁とが共に開状態となる期間であるバルブオーバーラップ期間を有する内燃機関に適用され、
   シリンダ内のガスの圧力である筒内ガス圧力が前記吸気弁の開弁時から同吸気弁の閉弁時までに亘って少なくとも吸気通路内のガスである吸気ガスの圧力と排気通路内のガスである排気ガスの圧力とを用いた予め決められた所定のパターンをもって推移するとの仮定のもとで少なくとも同吸気弁の周囲を通過する単位時間あたりのガス量と同筒内ガス圧力とを変数として含む同筒内ガスについてのエネルギー保存則に基づく式を時間積分することにより得られる代数式に基づいて、前記シリンダ内に吸入される新気の総量である筒内吸入新気量を推定する筒内吸入新気量推定手段を備えた内燃機関の筒内吸入新気量推定装置。
2. 請求項１に記載の内燃機関の筒内吸入新気量推定装置において、
   前記筒内吸入新気量推定手段は、
   前記筒内ガス圧力が前記バルブオーバーラップ期間中において前記所定のパターンをもって推移するとの仮定のもとで少なくとも前記吸気ガス圧力と同筒内ガス圧力とを変数として含む式であって前記吸気弁の周囲に形成されるガス通路を絞り部とみなしたときに成立する同絞り部を通過する単位時間あたりのガス量を求める式を同バルブオーバーラップ期間に亘って時間積分することにより得られる代数式に基づいて、同バルブオーバーラップ期間中において前記吸気弁の周囲を通過して前記シリンダ内から前記吸気通路へ吹き返される既燃ガスの総量である既燃ガス吹き返し量を推定し、
   前記バルブオーバーラップ期間の終了時点から前記吸気弁の閉弁時までの間において前記エネルギー保存則に基づく式を時間積分することにより得られる前記既燃ガス吹き返し量と前記筒内吸入新気量とを変数として含む代数式と、前記推定された既燃ガス吹き返し量とに基づいて同筒内吸入新気量を推定するように構成された内燃機関の筒内吸入新気量推定装置。
3. 請求項２に記載の内燃機関の筒内吸入新気量推定装置において、
   前記筒内吸入新気量推定手段は、
   前記筒内ガス圧力が、
   前記バルブオーバーラップ期間中においては前記排気ガス圧力にて一定に維持され、同バルブオーバーラップ期間終了時点から前記吸気通路へ吹き返された前記既燃ガスの前記シリンダ内への再吸入が開始される時点までの間においては前記排気ガス圧力から前記吸気ガス圧力まで断熱膨張過程に従って低下し、前記既燃ガスの前記シリンダ内への再吸入が開始される時点から前記吸気弁の閉弁時までの間においては同吸気ガス圧力にて一定に維持されるように推移するとの仮定のもとで、前記エネルギー保存則に基づく式を時間積分することにより得られる代数式に基づいて前記筒内吸入新気量を推定するように構成された内燃機関の筒内吸入新気量推定装置。
   

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