JP2006090843A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めて機関制御を正確に行う。
【解決手段】 機関吸気通路内を流通する吸入空気量を検出するための分流型エアフローメータ４１を備える。現在の吸入空気量を現在のスロットル開度に基づいて算出する。次いで、エアフローメータにより検出される吸入空気量であるエアフローメータ検出空気量であって、算出された現在の吸入空気量だけ空気が吸気通路内を流通したときのエアフローメータ検出空気量を、機関急加速運転時にはエアフローメータのバイパス流路の圧力損失を考慮して推定し、それ以外のときにはエアフローメータのバイパス流路の圧力損失を無視して推定する。推定されたエアフローメータ検出空気量に基づいて機関制御を行う。
【選択図】 図１

Description

本発明は内燃機関の制御装置に関する。

空燃比を目標空燃比に正確に一致させるためには、筒内に吸入される空気量である筒内吸入空気量、特に吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めることが必要である。そこで、スロットル弁下流の吸気通路を吸気管と称すると、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を吸気管についての計算モデルを用いて予測するようにした内燃機関が従来より知られている。

このような計算モデルを用いると計算を簡素化することができる。ところが、計算モデルによる計算結果には誤差が含まれるのが一般的であるので、この計算誤差を除去する必要がある。

そこで、スロットル弁を通過する空気量をスロットル弁通過空気量と称し、エアフローメータにより検出される吸入空気量をエアフローメータ検出空気量と称すると、機関吸気通路内を流通する吸入空気量を検出するためのエアフローメータを設け、現在のスロットル弁通過空気量を現在のスロットル開度に基づいて算出し、現在のスロットル弁通過空気量と上述の計算モデルとから現在の筒内吸入空気量を算出し、算出された現在の筒内吸入空気量だけ空気が吸気通路内を流通したときのエアフローメータ検出空気量を推定し、推定されたエアフローメータ検出空気量と上述の計算モデルとから現在の筒内吸入空気量を推定し、算出された現在の筒内吸入空気量と、推定された現在の筒内吸入空気量との差だけ、予測された吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を補正して最終的な吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を算出し、最終的な吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量に基づいて機関制御を行うようにした内燃機関が公知である（特許文献１参照）。

即ち、算出された現在の筒内吸入空気量と、推定された現在の筒内吸入空気量との差は計算モデルの誤差を表しており、予測された吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量をこの差だけ補正すれば、補正された値は正確に吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を表しているということになる。

ところで、特許文献１ではエアフローメータとして、吸入空気の一部が導かれるバイパス流路を備え、このバイパス流路内を流通する空気の流量を検出することにより、エアフローメータを通過する空気量を検出するようにした分流式エアフローメータが用いられている。

特開２００２−９７９４４号公報 特開２０００−３２０３９１号公報

分流式エアフローメータのバイパス流路の流路面積は小さいので、エアフローメータ検出空気量を推定するにはバイパス流路の圧力損失を考慮すべきである。にもかかわらず、特許文献１ではバイパス流路の圧力損失を考慮していないので、エアフローメータ検出空気量従って吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めることができず、斯くして機関制御を正確に行うことができないという問題点がある。

そこで本発明は、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めて機関制御を正確に行うことができる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

前記課題を解決するために１番目の発明によれば、機関吸気通路内を流通する吸入空気量を検出するための分流型エアフローメータと、現在の吸入空気量を現在のスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、エアフローメータにより検出される吸入空気量であるエアフローメータ検出空気量であって、該算出された現在の吸入空気量だけ空気が吸気通路内を流通したときのエアフローメータ検出空気量を、エアフローメータのバイパス流路の圧力損失を考慮して推定する推定手段と、該推定されたエアフローメータ検出空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備している。

また、２番目の発明によれば１番目の発明において、前記推定手段は、機関急加速運転時にはエアフローメータのバイパス流路の圧力損失を考慮してエアフローメータ検出空気量を推定し、それ以外のときにはエアフローメータのバイパス流路の圧力損失を無視してエアフローメータ検出空気量を推定する。

吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めて機関制御を正確に行うことができる。

図１は本発明を火花点火式内燃機関に適用した場合を示している。しかしながら、本発明を圧縮着火式内燃機関に適用することもできる。

図１を参照すると、１は例えば四つの気筒を備えた機関本体、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は吸気弁、７は吸気ポート、８は排気弁、９は排気ポート、１０は点火栓をそれぞれ示す。吸気ポート７は対応する吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、サージタンク１２は吸気ダクト１３を介してエアクリーナ１４に連結される。各吸気枝管１１内には燃料噴射弁１５が配置され、吸気ダクト１４内にはステップモータ１６により駆動されるスロットル弁１７が配置される。なお、本明細書では、スロットル弁１７下流の吸気ダクト１４、サージタンク１３、吸気枝管１２、及び吸気ポート７を吸気管ＩＭと称している。

一方、排気ポート１１は排気マニホルド１８及び排気管１９を介して触媒コンバータ２０に連結され、この触媒コンバータ２０は図示しないマフラを介して大気に連通される。

電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５及び出力ポート３６を具備する。スロットル弁１７にはスロットル開度θｔを検出するためのスロットル開度センサ４０が取り付けられる。また、スロットル弁１７上流の吸気ダクト１３には機関吸気通路内を流通する吸入空気流量を検出するためのエアフローメータ４１と、大気圧Ｐａ（ｋＰａ）を検出するための大気圧センサ４２とがそれぞれ取り付けられる。このエアフローメータ４１内には大気温度Ｔａ（Ｋ）を検出するための大気温センサが内蔵されている。更に、アクセルペダル４３にはアクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣを検出するための負荷センサ４４が接続される。アクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣは要求負荷を表している。これらセンサ４０，４１，４２，４４の出力信号はそれぞれ対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。更に入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば３０°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４５が接続される。ＣＰＵ３４ではクランク角センサ４５の出力パルスに基づいて機関回転数ＮＥが算出される。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火栓１０、燃料噴射弁１５、及びステップモータ１６にそれぞれ接続され、これらは電子制御ユニット３０からの出力信号に基づいて制御される。なお、エアフローメータ４１により検出される吸入空気流量をエアフローメータ検出空気流量（ｇ／ｓｅｃ）と称する。

図１に示される内燃機関では、燃料噴射量ＱＦは例えば次式（１）に基づいて算出される。
ＱＦ＝ｋＡＦ・ＫＬ （１）
ここで、ｋＡＦは空燃比設定係数を、ＫＬは機関負荷率（％）をそれぞれ示している。

空燃比設定係数ｋＡＦは目標空燃比を表す係数であり、目標空燃比が大きくなると即ちリーンになると小さくなり、目標空燃比が小さくなると即ちリッチになると大きくなる。この空燃比設定係数ｋＡＦは機関運転状態例えば要求負荷及び機関回転数の関数として予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

一方、機関負荷率ＫＬは各気筒の筒内に充填された空気の量を表すものであり、例えば次式（２）により定義される。

この式（２）において、Ｍｃは吸気行程完了時において各気筒の筒内に充填されている空気の量である筒内充填空気量（ｇ）を、ＤＳＰは機関の排気量（リットル）を、ＮＣＹＬは気筒数を、ρａｓｔｄは標準状態（１気圧、２５℃）における空気の密度（約１．２ｇ／リットル）を、それぞれ示している。これら定数をｋｋでもってひとまとめにして表すと、筒内充填空気量Ｍｃは次式（３）のようにも表される。
Ｍｃ＝ＫＬ／ｋｋ （３）

更に、吸気管ＩＭから筒内に吸入される空気の流量を筒内吸入空気流量ｍｃ（ｇ／ｓｅｃ）と称し、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気流量ｍｃを閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄ（ｇ／ｓｅｃ）と称すると、筒内充填空気量Ｍｃは次式（４）のようにも表される。
Ｍｃ＝ｍｃｆｗｄ・ｔｉｖ （４）
ここで、ｔｉｖは各気筒において吸気行程１回に要する時間（ｓｅｃ）を表している。

従って、実際の空燃比を目標空燃比に正確に一致させるためには、機関負荷率ＫＬ又は筒内充填空気量Ｍｃ又は閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを正確に求ればよいことになる。以下では、閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを求める場合を説明する。なお、吸気弁閉弁時は現在ないし計算時よりもある時間ｔｆｗｄだけ先であるので、本発明による実施例では時間ｔｆｗｄだけ先の筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを予測しているということになる。

次に、図３及び図４を参照しつつ図２を参照して本発明による実施例の閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄの予測方法をまず概略的に説明する。

吸気管ＩＭ内の圧力を吸気管圧力Ｐｍ（ｋＰａ）と称し、吸気弁閉弁時の吸気管圧力Ｐｍを閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄ（ｋＰａ）と称すると、本発明による実施例では閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄが予測され、予測された閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄと吸気弁モデルとから閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄが予測される。

閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄは次式（５）に基づいて算出される。
Ｐｍｆｗｄ＝Ｐｍｖｌｖ＋（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ） （５）
ここで、Ｐｍｖｌｖは仮の閉弁時吸気管圧力（ｋＰａ）を、Ｐｍｃｒｔｓｍは後述するｍｔｔａｍｓｍから算出される現在の吸気管圧力（ｋＰａ）を、Ｐｍａｆｍはエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍから算出される現在の吸気管圧力（ｋＰａ）を、それぞれ表している。

仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖには計算誤差が含まれており、この計算誤差は（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ）で表すことができる。そこで本発明による実施例では、仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖを（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ）でもって補正することにより、最終的な閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄを算出するようにしている。

仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖは次のようにして算出される。まず、吸気弁閉弁時のスロットル開度θｔである閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖが算出される。次いで、この閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖと、前回の処理サイクルで算出されたＰｍｖｌｖと、スロットルモデルとからｍｔｔａｍｖｌｖが算出される。スロットル弁１７を通過する空気流量をスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｇ／ｓｅｃ）と称すると、このｍｔｔａｍｖｌｖは吸気弁閉弁時のスロットル弁通過空気流量である閉弁時スロットル弁通過空気流量（ｇ／ｓｅｃ）を表している。次いで、閉弁時スロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍｖｌｖと吸気管モデルとから仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖが算出される。

一方、ｍｔｔａｍｓｍから算出される現在の吸気管圧力Ｐｍｃｒｔｓｍは次のようにして算出される。まず、スロットル開度センサ４０により検出された現在のスロットル開度θｔｃｒｔと、前回の処理サイクルで算出されたＰｍｃｒｔ（後述する）と、スロットルモデルとから、現在のスロットル開度θｔｃｒｔから算出される現在のスロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍ（ｇ／ｓｅｃ）が算出される。次いで、ｍｔｔａｍとＡＦＭ（エアフローメータ）モデルとからｍｔｔａｍｓｍが算出される。このｍｔｔａｍｓｍは、上述したｍｔｔａｍだけ空気が吸気通路内を流通したと仮定したときの、現在のエアフローメータ検出空気流量（ｇ／ｓｅｃ）を表している。次いで、このｍｔｔａｍｓｍと吸気管モデルとからＰｍｃｒｔｓｍが算出される。また、上述したｍｔｔａｍと吸気管モデルとからＰｍｃｒｔが算出される。このＰｍｃｒｔは、ｍｔｔａｍから算出される現在の吸気管圧力Ｐｍｃｒｔ（ｋＰａ）を表している。

更に、Ｐｍａｆｍはエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍと吸気管モデルとから算出される。

このように本発明による実施例では、スロットルモデル、ＡＦＭモデル、吸気管モデル、及び吸気弁モデルといった計算モデルを用いて閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄ（ｇ／ｓｅｃ）が算出される。次に、これら計算モデルについて説明する。

まずスロットルモデルについて説明する。このスロットルモデルはスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出するのに用いられる。

図３に示されるように、スロットル弁１７上流の圧力及び温度を大気圧Ｐａ及び大気温度Ｔａとし、スロットル弁１７下流の圧力及び温度を吸気管圧力Ｐｍ及び吸気管温度Ｔｍと考えると、スロットル弁通過空気流量ｍｔはスロットル弁１７を通過する空気の線速度ｖｔ（ｍ／ｓｅｃ）を用いて次式（６）のように表される。
ｍｔ＝μｔ・Ａｔ・ｖｔ・ρｍ （６）
ここで、μｔはスロットル弁１７における流量係数を、Ａｔはスロットル弁１７の開口面積（ｍ^２）を、ρｍはスロットル弁１７下流即ち吸気管ＩＭ内における空気密度（ｋｇ／ｍ^３）を、それぞれ表している。

また、スロットル弁１７の前後における空気についてのエネルギ保存則は次式（７）で表される。
ｖ^２／２＋Ｃｐ・Ｔｍ＝Ｃｐ・Ｔａ （７）

更に、スロットル弁１７の無限遠上流では吸気管断面積が無限大でありかつ空気流速がゼロであることを考えると、スロットル弁１７前後における空気についての運動量保存則は次式（８）で表される。
ρｍ・ｖ^２＝Ｐａ−Ｐｍ （８）

従って、スロットル弁１７上流における状態方程式（Ｐａ＝ρａ・Ｒ・Ｔａ、ここでρａはスロットル弁１７上流即ち大気における空気密度（ｋｇ／ｍ^３））、及びスロットル弁１７下流における状態方程式（Ｐｍ＝ρｍ・Ｒ・Ｔｍ）と、上述の式（６）（７）（８）とから、スロットル弁通過空気流量ｍｔは次式（９）により表される。

なお、流量係数μｔ及び開口面積Ａｔはそれぞれスロットル開度θｔの関数として実験により予め求められており、図５（Ａ），（Ｂ）に示されるマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

ｍｔｔａｍｖｌｖを算出すべきときにはスロットルモデルにおいて（ｍｔ，θｔ，Ｐｍ）が（ｍｔｔａｍｖｌｖ，θｔｖｌｖ，Ｐｍｖｌｖ）とされ、ｍｔｔａｍを算出すべきときにはスロットルモデルにおいて（ｍｔ，θｔ，Ｐｍ）が（ｍｔｔａｍ，θｔｃｒｔ，Ｐｍｃｒｔ）とされる。

ここで、閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖの推定方法について簡単に説明する。本発明による実施例では、アクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣに基づいて基本目標スロットル開度が算出され、予め定められた遅延時間だけ経過するとこの基本目標スロットル開度が目標スロットル開度とされ、実際のスロットル開度がこの目標スロットル開度に一致するようにスロットル弁１７が制御される。言い換えると、目標スロットル開度はアクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣの変化に対し遅延時間だけ遅延して変化される。このようにすると、現在の目標スロットル開度と、現在から遅延時間だけ先の時点における目標スロットル開度とがわかっているので、現在から遅延時間だけ先の時点までの間に実際のスロットル開度θｔがどのように変化するかがわかることになり、従って閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖを推定できることになる。なお、遅延時間は上述した時間ｔｆｗｄがとりうる時間よりも長く設定されている。

次に、吸気管モデルについて説明する。この吸気管モデルは吸気管圧力Ｐｍ、吸気管温度Ｔｍ、及び圧力温度比ＰＢＹＴ（＝Ｐｍ／Ｔｍ）を算出するのに用いられる。

本発明による実施例の吸気管モデルでは、吸気管ＩＭについての質量保存則及びエネルギ保存則に着目している。即ち、図４に示されるように、吸気管ＩＭ内に流入する空気の流量はスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｇ／ｓｅｃ）であり、吸気管ＩＭから流出する空気の流量は筒内吸入空気流量ｍｃであるから、吸気管ＩＭについての質量保存則及びエネルギ保存則は次式（１０），（１１）でそれぞれ表される。

ここで、Ｍｍは吸気管ＩＭ内に存在する空気の質量（ｇ）を、ｔは時間を、Ｖｍは吸気管ＩＭの容積（ｍ^３）を、Ｒは気体定数を、Ｔｅは排気マニホルド１８内の排気ガスの温度である排気管温度（Ｋ）を、それぞれ表している。更に、Ｃｖは空気の定容比熱を、Ｃｐは空気の定圧比熱をそれぞれ表している。

状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍｍ・Ｒ・Ｔｍ）、マイヤーの関係式（Ｃｐ＝Ｃｖ＋Ｒ）、及び比熱比κ（＝Ｃｐ／Ｃｖ）を用いると、上述の式（１０），（１１）はそれぞれ次式（１２），（１３）のように書き換えられる。

従って、これら式（１２），（１３）を逐次解いていけば、吸気管圧力Ｐｍ及び圧力温度比ＰＢＹＴを算出することができ、更に吸気管温度Ｔｍを算出することができる（Ｔｍ＝Ｐｍ／ＰＢＹＴ）。実際の計算では式（１２），（１３）は計算時間間隔Δｔ及び計算回数を表すパラメータｉを用いて次式（１４），（１５）のように表される。

ここで、比熱比κ、気体定数Ｒ、及び吸気管容積Ｖｍは一定値であり、大気温度Ｔａは大気温センサにより検出される。

式（１２），（１３）又は式（１４），（１５）における筒内吸入空気流量ｍｃは吸気弁モデルを用いて算出される。次に、吸気弁モデルについて説明する。

本発明による実施例の吸気弁モデルでは、筒内吸入空気流量ｍｃと吸気管圧力Ｐｍとの間に直線関係があることが理論的及び経験的に確かめられていることから、次式（１６）を用いて筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。
ｍｃ＝（Ｔａ／Ｔｍ）・（ｋａ・Ｐｍ−ｋｂ） （１６）
ここで、ｋａ，ｋｂは機関運転状態、例えば機関回転数に応じて定まる係数である。

Ｐｍｖｌｖを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔｔａｍｖｌｖ，ｍｃｖｌｖ，Ｐｍｖｌｖ，Ｔｍｖｌｖ）とされる。ここで、ｍｃｖｌｖ，Ｔｍｖｌｖはｍｔｔａｍｖｌｖから算出される吸気弁閉弁時の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。Ｐｍｃｒｔを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔｔａｍ，ｍｃｃｒｔ，Ｐｍｃｒｔ，Ｔｍｃｒｔ）とされる。ここで、ｍｃｃｒｔ，Ｔｍｃｒｔはｍｔｔａｍから算出される現在の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。Ｐｍｃｒｔｓｍを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔｔａｍｓｍ，ｍｃｃｒｔｓｍ，Ｐｍｃｒｔｓｍ，Ｔｍｃｒｔｓｍ）とされる。ここで、ｍｃｃｒｔｓｍ，Ｔｍｃｒｔｓｍはｍｔｔａｍｓｍから算出される現在の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。Ｐｍａｆｍを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔａｆｍ，ｍｃａｆｍ，Ｐｍａｆｍ，Ｔｍａｆｍ）とされる。ここで、ｍｃａｆｍ，Ｔｍａｆｍはｍｔａｆｍから算出される現在の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。

上述したように、最終的な閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを算出するのにも吸気弁モデルが用いられる。この場合、（ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｃｆｗｄ，Ｐｍｆｗｄ，Ｔｍｆｗｄ）とされる。ここで、Ｔｍｆｗｄは吸気弁閉弁時の吸気管温度を表している。

次に、ＡＦＭモデルについて説明する。このＡＦＭモデルはｍｔｔａｍｓｍを算出するのに用いられる。

まず、エアフローメータ４１について説明する。エアフローメータ４１は図６（Ａ）に示されるように、吸気ダクト１３内を流通する空気の一部が導かれるバイパス流路４１ｂを備えた分流式エアフローメータからなる。この場合、吸気ダクト１３内を流通する空気はバイパス流路４１ｂ内を流通するバイパス流ＦＢと、それ以外の主流路４１ｍ内を流通する主流ＦＭとにより構成されることとなり、主流ＦＭの流量は吸気ダクト１３内を流通する空気の流量ないしスロットル弁通過空気流量ｍｔに相当する。エアフローメータ４１は更に、バイパス流路４１ｂ内に配置された吸気温度検出用抵抗４１ａ及び加熱用抵抗４１ｃとを備えている。これら抵抗４１ａ，４１ｃは図６（Ｂ）に示されるように、アルミナからなりかつ周囲に白金線が巻き付けられたボビン４１ｄを具備し、このボビン４１ｄはリード線４１ｅを介して支持体４１ｆにより支持されている。ボビン４１ｄはガラスコーティング４１ｇにより覆われている。加熱用抵抗４１ｃには、吸気温度検出用抵抗４１ａと加熱用抵抗４１ｃ間の温度差が一定に維持されるように電圧が印加される。このため、吸気ダクト１３内を流通する空気の量が例えば増大すると、吸気温度検出用抵抗４１ａから空気への放熱量が増大し、その分だけ加熱用抵抗４１ｃへの印加電圧が増大する。従って、加熱用抵抗４１ｃへの印加電圧即ちエアフローメータ４１の出力電圧に基づき、吸気ダクト１３内を流通する空気の量がわかることになる。

この場合、特に空気とボビン４１ｄ間及び空気と支持体４１ｆ間の熱伝導に起因して吸気温度検出用抵抗４１ａから空気への放熱には遅れがあり、従ってエアフローメータ４１の出力には応答遅れが存在しうる。そこで本発明による実施例のＡＦＭモデルでは、加熱用抵抗４１ｃからの放熱がボビン４１ｄからの放熱と支持体４１ｆからの放熱とからなると考え、これらボビン４１ｄ及び支持体４１ｆからの放熱量に着目している。

ボビン４１ｄからの放熱量であって応答遅れのない放熱量である完全放熱量をＷ１、応答遅れのある放熱量である応答放熱量をｗ１で表し、支持体４１ｆからの完全放熱量をＷ２、応答放熱量をｗ２で表すとすると、応答放熱量ｗ１，ｗ２は完全放熱量Ｗ１，Ｗ２を一次遅れ処理することにより次式（１７），（１８）のように表される。
ｄｗ１／ｄｔ＝（Ｗ１−ｗ１）／τ１ （１７）
ｄｗ２／ｄｔ＝（Ｗ２−ｗ２）／τ２ （１８）
ここでτ１はボビン４１ｄの応答放熱量ｗ１についての時定数を、τ２は支持体４１ｆの応答放熱量ｗ２についての時定数を、それぞれ表している。実際の計算では式（１７），（１８）は計算時間間隔Δｔ及び計算回数を表すパラメータｉを用いて次式（１９），（２０）のように表される。

ｗ１（ｉ）＝Δｔ・（Ｗ１（ｉ）−ｗ１（ｉ））／τ１＋ｗ１（ｉ−１） （１９）
ｗ２（ｉ）＝Δｔ・（Ｗ２（ｉ）−ｗ２（ｉ））／τ２＋ｗ２（ｉ−１） （２０）

これら時定数τ１，τ２は例えばそれぞれ次式（２１），（２２）から算出される。
τ１＝ｋｗ１・Ｕｂ^ｍ１ （２１）
τ２＝ｋｗ２・Ｕｂ^ｍ２ （２２）
ここで、Ｕｂはバイパス流ＦＢの線流速（ｍ／ｓｅｃ）を表しており、ｋｗ１，ｋｗ２，ｍ１，ｍ２はそれぞれ定数を表している。

本発明による実施例のＡＦＭモデルでは、吸気ダクト１３内を流通する空気の流量がＧ（ｇ／ｓｅｃ）であると仮定したときのエアフローメータ検出空気流量Ｇｍ（ｇ／ｓｅｃ）が算出される。次に、エアフローメータ検出空気流量Ｇｍの算出方法を説明する。

まず、時定数τ１，τ２が算出される。具体的には、吸気ダクト１３内を流通する空気流量がＧであるときのエアフローメータ出力電圧ｖｇが算出される。空気流量Ｇとエアフローメータ出力電圧ｖｇとの関係は例えば図７（Ａ）のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。次いで、エアフローメータ出力電圧がｖｇであるときのバイパス流速Ｕｂが算出される。エアフローメータ出力電圧ｖｇとバイパス流速Ｕｂとの関係は例えば図７（Ｂ）のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。次いで、式（２１），（２２）から時定数τ１，τ２が算出される。

次いで、吸気ダクト１３内を流通する空気流量がＧであるときのボビン４１ｄ及び支持体４１ｆからの完全放熱量Ｗ１，Ｗ２が例えば図７（Ｃ）のマップからそれぞれ算出される。空気流量Ｇと完全放熱量Ｗ１，Ｗ２との関係は例えば図７（Ｃ）のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。次いで、式（１９），（２０）から応答放熱量ｗ１，ｗ２が算出される。次いで、応答放熱量ｗ１，ｗ２の和である応答放熱総量ｗ（＝ｗ１＋ｗ２）が算出される。次いで、エアフローメータ検出空気流量Ｇｍが算出される。応答放熱総量ｗとエアフローメータ検出空気流量Ｇｍとの関係は例えば図７（Ｄ）のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。

ｍｔｔａｍｓｍを算出すべきときにはＡＦＭモデルにおいて（Ｇ，Ｇｍ）が（ｍｔｔａｍ，ｍｔｔａｍｓｍ）とされる。

上述したエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍは図７（Ａ）のマップを用いて算出される。即ち、エアフローメータ４１の実際の出力電圧ｖｇから算出された空気流量Ｇがエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍとされる。

このように、ＡＦＭモデルから算出されるｍｔｔａｍｓｍ及びエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍは共に応答遅れを含んでおり、即ち同応答化されている。従って、ｍｔｔａｍｓｍから算出されるＰｍｃｒｔｓｍと、ｍｔａｆｍから算出されるＰｍａｆｍも同応答化されている。このため、これらＰｍａｆｍ，Ｐｍｃｒｔｓｍの差（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ）は計算モデルの誤差を表している。その結果、式（５）から算出されるＰｍｆｗｄは正確に閉弁時吸気管圧力を表しているということになる。

しかしながら、エアフローメータ４１のバイパス流路４１ｂの流路面積は小さいので、バイパス流路４１ｂの圧力損失を無視できない場合がある。にもかかわらず、上述したＡＦＭモデルではバイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮していないので、ｍｔｔａｍｓｍ及びＰｍｃｒｔｓｍを正確に求めることができないおそれがある。

ここで、バイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮すべきなのは、スロットル弁通過空気流量が大幅に増大する機関急加速運転時である。機関緩加速運転時など、それ以外の運転時にバイパス流路４１ａｂの圧力損失を考慮してｍｔｔａｍｓｍを算出するようにすると、むしろ過補正するおそれがある。

そこで本発明による実施例では、機関急加速運転時にはバイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮してｍｔｔａｍからｍｔｔａｍｓｍを算出し、それ以外のときにはバイパス流路４１ｂの圧力損失を無視してｍｔｔａｍからｍｔｔａｍｓｍを算出するようにしている。

主流の流速をＵｍ（ｍ／ｓｅｃ）、バイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮したバイパス流速をＵｂｐ（ｍ／ｓｅｃ）とすると、主流ＦＭについて次式（２３）が、バイパス流ＦＢについて次式（２４）が成立する。

ここで、ΔＰはエアフローメータ４１前後の圧力差を、ρはエアフローメータ４１周りの空気の密度を、Ｌｍは主流路４１ｍの流路長を、Ｌｂはバイパス流路４１ｂの流路長を、Ｃｍは主流路４１ｍの損失係数を、Ｃｂはバイパス流路４１ｂの損失係数を、それぞれ表している。

この場合、上述したＵｂはバイパス流路４１ｂの圧力損失を無視したバイパス流速を表している。式（２３），（２４）において、ｄＵｍ／ｄｔ＝ｋａａ・ｄＵｂ／ｄｔ（ｋａａは定数）、ｄＵｂｐ／ｄｔ＝ｋｂｂ・ｄＵｂ／ｄｔ（ｋｂｂは定数）とすると、Ｃｂ・Ｕｂ^２＝Ｃｍ・Ｕｍ^２であるから、バイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮したバイパス流速Ｕｂｐは次式（２５）で表されることになる。

バイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮してｍｔｔａｍｓｍを算出する方法を具体的に説明する。

まず、吸気ダクト１３内を流通する空気流量がＧであるときのエアフローメータ出力電圧ｖｇが図７（Ａ）のマップから算出される。次いで、エアフローメータ出力電圧がｖｇであるときの、バイパス流路４１ｂの圧力損失を無視したバイパス流速Ｕｂが図７（Ｂ）のマップから算出される。次いで、バイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮したバイパス流速Ｕｂｐが上述の式（２５）から算出される。次いで、バイパス流速がＵｂｐのときのエアフローメータ出力電圧ｖｇｐが図７（Ｂ）のマップから算出される。次いで、エアフローメータ出力電圧がｖｇｐであるときの吸気ダクト１３内を流通する空気流量Ｇｐが図７（Ａ）のマップから算出される。次いで、このＧｐがＧとされ、このＧとＡＦＭモデルとからＧｍが算出される。この場合の時定数τ１，τ２は式（２１），（２２）においてＵｂをＵｂｐとして算出される。

図８は本発明による実施例の燃料噴射量ＱＦの算出ルーチンを示している。このルーチンは予め定められた設定時間毎の割り込みによって実行される。

図８を参照すると、ステップ１００ではＰｍｖｌｖが算出され、続くステップ１０１ではＰｍｃｒｔｓｍが算出され、続くステップ１０２ではＰｍａｆｍが算出される。続くステップ１０３では閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄが算出され、続くステップ１０４では閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄが算出され、続くステップ１０５では機関負荷率ＫＬが算出される。続くステップ１０７では燃料噴射量ＱＦが算出される。

図９は本発明による実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示している。このルーチンは図８のステップ１０１内で実行される。

図９を参照すると、ステップ１１０では機関急加速運転時か否かが判別される。機関急加速運転時、即ち機関加速度が設定値よりも大きいときにはステップ１１１に進み、吸気ダクト１３内を流通する空気流量がＧであるときのエアフローメータ出力電圧ｖｇが図７（Ａ）のマップから算出される。続くステップ１１２では、エアフローメータ出力電圧がｖｇであるときの、バイパス流路４１ｂの圧力損失を無視したバイパス流速Ｕｂが図７（Ｂ）のマップから算出される。続くステップ１１３では、バイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮したバイパス流速Ｕｂｐが式（２５）から算出される。続くステップ１１４では、バイパス流速がＵｂｐのときのエアフローメータ出力電圧ｖｇｐが図７（Ｂ）のマップから算出される。続くステップ１１５では、エアフローメータ出力電圧がｖｇｐであるときの吸気ダクト１３内を流通する空気流量Ｇｐが図７（Ａ）のマップから算出される。続くステップ１１６では、このＧｐがＧとされる。続くステップ１１７では、バイパス流路４１ｂの圧力損失を考慮したバイパス流速Ｕｂｐから時定数τ１，τ２が算出される。次いでステップ１２１に進む。

これに対し、ステップ１１０において機関急加速運転時でないときには次いでステップ１１８に進み、吸気ダクト１３内を流通する空気流量がＧであるときのエアフローメータ出力電圧ｖｇが図７（Ａ）のマップから算出される。続くステップ１１９では、エアフローメータ出力電圧がｖｇであるときの、バイパス流路４１ｂの圧力損失を無視したバイパス流速Ｕｂが図７（Ｂ）のマップから算出される。続くステップ１２０では、バイパス流路４１ｂの圧力損失を無視したバイパス流速Ｕｂから時定数τ１，τ２が算出される。次いでステップ１２１に進む。

ステップ１２１では、吸気ダクト１３内を流通する空気流量がＧであるときのボビン４１ｄ及び支持体４１ｆからの完全放熱量Ｗ１，Ｗ２が図７（Ｃ）のマップからそれぞれ算出される。続くステップ１２０では、式（１９），（２０）から応答放熱量ｗ１，ｗ２が算出される。続くステップ１２１では、応答放熱総量ｗ（＝ｗ１＋ｗ２）が算出される。続くステップ１２２では、エアフローメータ検出空気流量Ｇｍが図７（Ｄ）のマップから算出される。このＧｍがｍｔｔａｍｓｍとされる。

これまで述べてきた実施例では、機関急加速運転が行われたときにエアフローメータのバイパス流路の圧力損失を考慮してエアフローメータ検出空気量を推定するようにしている。しかしながら、機関回転数が設定回転数よりも低くかつ機関負荷が設定負荷よりも低いときに機関急加速運転が行われたときに、バイパス流路の圧力損失を考慮してエアフローメータ検出空気量を推定するようにしてもよい。

内燃機関の全体図である。 本発明による実施例を説明するための図である。 スロットルモデルを説明するための図である。 吸気管モデルを説明するための図である。 スロットル弁の流量係数μｔ及び開口面積Ａｔを示す線図である。 エアフローメータの詳細図である。 空気流量Ｇ、バイパス流速Ｕｂ、空気流量Ｇｍを示す線図である。 燃料噴射量ＱＬの算出ルーチンを示すフローチャートである。 空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。

符号の説明

１ 機関本体
１３ 吸気ダクト
１５ 燃料噴射弁
１７ スロットル弁
４１ エアフローメータ
４１ｂ バイパス流路

Claims (2)

1. 機関吸気通路内を流通する吸入空気量を検出するための分流型エアフローメータと、現在の吸入空気量を現在のスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、エアフローメータにより検出される吸入空気量であるエアフローメータ検出空気量であって、該算出された現在の吸入空気量だけ空気が吸気通路内を流通したときのエアフローメータ検出空気量を、エアフローメータのバイパス流路の圧力損失を考慮して推定する推定手段と、該推定されたエアフローメータ検出空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備した内燃機関の制御装置。
2. 前記推定手段は、機関急加速運転時にはエアフローメータのバイパス流路の圧力損失を考慮してエアフローメータ検出空気量を推定し、それ以外のときにはエアフローメータのバイパス流路の圧力損失を無視してエアフローメータ検出空気量を推定する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
   

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