JP2006161787A - 内燃機関の燃料噴射量制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 スロットル弁開度が急変する等の過渡運転時においても空燃比を安定させることが可能な内燃機関の燃料噴射量制御装置を提供すること。
【解決手段】 この燃料噴射量制御装置は、筒内噴射弁３９Ｃとポート噴射弁３９Ｐの２つの燃料噴射弁を気筒毎に備えたデュアルインジェクションシステムを備えた内燃機関に適用される。この装置は、吸気弁閉弁時より前の時点で、吸気弁閉弁時の予測スロットル弁開度から得られる予測吸入空気量KLfwdに基づいてポート噴射量fipを決定し同ポート噴射量fipの燃料をポート噴射する。そして、吸気弁閉弁時直後にて、吸気弁閉弁時の実際のスロットル弁開度から得られる実吸入空気量KLactに基づいて実必要総燃料量Fcactを正確に算出するとともに同実必要総燃料量Fcactに対する上記ポート噴射により実際に筒内に流入した実筒内流入燃料量Fcestの不足分を筒内噴射量ficとして筒内噴射する。
【選択図】 図３

Description

本発明は、内燃機関の燃料噴射量制御装置に係り、特に過渡運転時においても空燃比を略一定に維持することが可能な燃料噴射量制御装置に関する。

吸気弁よりも上流の吸気ポートに燃料を噴射する電子制御燃料噴射式の内燃機関においては、燃料噴射による燃料の供給が必要な特定の（注目する或る）気筒（以下、「燃料噴射気筒」と云う。）の吸気行程における筒内吸入空気量を求め、この求めた筒内吸入空気量に応じた量の燃料を、最も遅くとも同吸気行程に対する吸気弁閉弁時（吸気弁の状態が開状態から閉状態に変化する時点）までに、場合によっては同吸気行程開始前までに、噴射する必要がある。このため、例えば、下記特許文献１に開示された内燃機関の制御装置は、同内燃機関の運転状態量の一つであるスロットル弁開度を燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時まで前もって予測し、少なくとも同予測したスロットル弁開度と内燃機関の吸気系の空気の挙動をモデル化した空気モデルとに基づいて同燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を同吸気弁閉弁時よりも前の時点で予測し、その予測した筒内吸入空気量に応じた量の燃料を同気筒に対して噴射するようになっている。
特開平１０−１６９４６９号公報

しかしながら、上記従来の制御装置は、例えば、予測したスロットル弁開度と実際のスロットル弁開度とが相違する等の理由により、予測した筒内吸入空気量と実際の筒内吸入空気量との間に差（推定誤差）が生じると、この推定誤差を補償する手段を備えていないので、同従来の制御装置においては、燃料噴射量が適切な値と異なる値となって空燃比が乱れるという問題がある。

従って、本発明の目的は、スロットル弁開度が急変する等の過渡運転時においても空燃比を安定させることが可能な内燃機関の燃料噴射量制御装置を提供することにある。

近年、燃焼効率の向上、低燃費化、機関始動時の始動性の確保等のために、吸気弁よりも上流の吸気ポートに燃料を噴射する燃料噴射弁（以下、「ポート噴射弁」と称呼する。）と、燃焼室内に燃料を直接噴射する燃料噴射弁（以下、「筒内噴射弁」と称呼する。）とを備えた内燃機関が開発されてきている（例えば、特開２００４−６０４７４号等を参照。）。以下、このように、気筒毎に筒内噴射弁とポート噴射弁の２つの燃料噴射弁を備えたシステムを「デュアルインジェクションシステム」と呼ぶ。また、筒内噴射弁から噴射される燃料量を「筒内噴射量」と呼び、ポート噴射弁から噴射される燃料量を「ポート噴射量」と呼ぶことにする。

本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置は、係るデュアルインジェクションシステムを備えた内燃機関、即ち、指示に応じて吸気弁よりも上流の吸気通路に燃料を噴射するポート噴射手段（ポート噴射弁）と、指示に応じて燃焼室内に燃料を噴射する筒内噴射手段（筒内噴射弁）とを備えた内燃機関に適用される。

上記本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置は、運転状態量予測手段と、運転状態量取得手段と、予測吸入空気量算出手段と、確定前総燃料噴射量算出手段と、ポート噴射量決定手段と、ポート噴射指示手段と、実吸入空気量算出手段と、筒内噴射量決定手段と、筒内噴射指示手段とを備える。なお、本発明において、以下に登場する「今回の吸気行程」、及び「前回の吸気行程」は、特定の気筒（内燃機関の複数気筒のうちの任意の一つの気筒、以下同じ。）に着目した場合における同特定の気筒に対する今回の吸気行程、及び前回の吸気行程を意味するものとする。以下、各手段の作用について順に説明する。

運転状態量予測手段は、現時点より先の時点における前記内燃機関の運転状態量を予測する。運転状態量取得手段は、現時点より前の時点における前記内燃機関の実際の運転状態量を取得する。運転状態量の代表例としては、スロットル弁開度、吸気管内空気圧力等が挙げられる。

予測吸入空気量算出手段は、今回の燃焼サイクルにおける今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の筒内吸入空気量である予測吸入空気量を前記運転状態量予測手段により予測された運転状態量に基づいて算出する。即ち、予測吸入空気量算出手段は、次に吸気行程に入ろうとしている（又は、既に吸気行程に入っている）気筒の吸気弁がその吸気行程において開弁状態から閉弁状態へと以降する時点（吸気弁閉弁時）より前の時点で、同吸気弁閉弁時における同気筒の筒内吸入空気量を予測する。

予測吸入空気量は、例えば、上記予測された運転状態量（例えば、予測されたスロットル弁開度等）に加えて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に基づいて算出される。

確定前総燃料噴射量算出手段は、前記予測吸入空気量算出手段による前記予測吸入空気量の算出後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同予測吸入空気量に基づいて前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために噴射されるべき燃料の総量（筒内噴射量とポート噴射量の和）である確定前総燃料噴射量を算出する。従って、係る確定前総燃料噴射量は、予測吸入空気量の予測誤差（推定誤差）の影響を受ける。

確定前総燃料噴射量は、例えば、内燃機関の運転状態に応じて別途定められる（或いは一定の）目標空燃比（例えば、理論空燃比）で前記予測吸入空気量を除することにより算出され得る。この目標空燃比で予測吸入空気量を除した値は、予測吸入空気量に基づいて得られる今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために必要とされる燃料の総量（筒内噴射量とポート噴射量の和）を意味していて、後述する予測必要総燃料量に対応する。

更には、確定前総燃料噴射量は、同確定前総燃料噴射量の燃料をポート噴射手段により噴射すれば前記予測必要総燃料量と等しい量の燃料が今回の吸気行程に対する気筒（燃焼室）内に流入するように算出されることが好適である。即ち、後述するように、燃料付着量を考慮して確定前総燃料噴射量を算出することが好適である。

ポート噴射量決定手段は、前記確定前総燃料噴射量算出手段による前記確定前総燃料噴射量の算出後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同確定前総燃料噴射量に基づいてポート噴射量を決定する。

ポート噴射量は、例えば、後述するように、前記確定前総燃料噴射量と等しい値に決定され、或いは、前記確定前総燃料噴射量に基づいて同確定前総燃料噴射量よりも小さい値に決定される。

ポート噴射指示手段は、前記ポート噴射量決定手段による前記ポート噴射量の決定後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて前記ポート噴射手段に対し前記決定されたポート噴射量の燃料を噴射するように指示を与える。これにより、上記ポート噴射量の燃料が前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時が到来する前に噴射される。

実吸入空気量算出手段は、前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より後の時点であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の筒内吸入空気量である実吸入空気量を前記運転状態量取得手段により取得された実際の運転状態量に基づいて算出する。ここにおいて、「燃焼の開始時点」とは、例えば、火花点火式内燃機関の場合、点火プラグにより混合気の点火（着火）が開始される時点（例えば、圧縮上死点近傍）である。

今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より後の時点であれば、同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の運転状態量は既知であり、前記運転状態量取得手段により取得され得る。従って、今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の筒内吸入空気量である実吸入空気量は、係る既知の運転状態量に基づいて正確に算出され得る。

筒内噴射量決定手段は、前記実吸入空気量算出手段による前記実吸入空気量の算出後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて、同実吸入空気量に基づいて得られる前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために実際に必要とされる燃料の総量に対する、前記ポート噴射手段により前記今回の吸気行程に対して実際に噴射された燃料量である前記ポート噴射量に基づいて得られる同今回の吸気行程において実際に前記燃焼室内に流入した燃料量の不足分を算出し、前記筒内噴射手段により噴射される燃料の量である筒内噴射量を同不足分と等しい値に決定する。

前記実吸入空気量の算出後であれば、実吸入空気量が既知となっているから、実吸入空気量に基づいて今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために実際に必要とされる燃料の総量（筒内噴射量とポート噴射量の和。後述する実必要総燃料量に相当する。）を正確に求めることができる。この実必要総燃料量は、同実必要総燃料量と等しい量の燃料が今回の燃焼サイクルにおいて燃焼されると空燃比が目標空燃比と一致し得る燃料量である。実必要総燃料量は、後述するように、例えば、目標空燃比で実吸入空気量を除した値である。

また、実吸入空気量の算出後であれば、ポート噴射手段による今回の吸気行程に対する燃料噴射が終了している。従って、今回の吸気行程に対する実際のポート噴射量が既知となっているから、その既知であるポート噴射量に少なくとも基づいて今回の吸気行程において実際に燃焼室内に流入した燃料量（後述する実筒内流入燃料量に相当する。）を正確に求めることができる。この実筒内流入燃料量は、例えば、今回の吸気行程に対する実際のポート噴射量と等しい値であってもよい。また、この実筒内流入燃料量は、後述するように、実際の燃料付着量を考慮して算出されることが好適である。

以上のことから、前記実吸入空気量の算出後であれば、上記実必要総燃料量に対する上記実筒内流入燃料量の不足分（具体的には、実必要総燃料量から実筒内流入燃料量を減じた値）を正確に算出することができる。筒内噴射量決定手段は、前記実吸入空気量の算出後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて、今回の燃焼サイクルに対する筒内噴射量をこの燃料の不足分と等しい値に決定する。

筒内噴射指示手段は、前記筒内噴射量決定手段による前記筒内噴射量の決定後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて前記筒内噴射手段に対し前記決定された筒内噴射量の燃料を噴射するように指示を与える。これにより、上記筒内噴射量の燃料が今回の燃焼サイクルにおける燃焼開始前に噴射される。この結果、今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために噴射された燃料の総量（ポート噴射量と筒内噴射量の和）が上記実必要総燃料量と等しくなる。換言すれば、上記実必要総燃料量と等しい量の燃料が今回の燃焼サイクルにおける燃焼に供されることになり、空燃比が目標空燃比と一致し得る。

本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置は、以上の処理を燃焼サイクル毎に、且つ、気筒毎に繰り返し実行する。これにより、今回の燃焼サイクル（吸気行程）に対するポート噴射手段による噴射により実際に燃焼室内に流入した燃料量の上記実必要総燃料量に対する不足分が筒内噴射手段による噴射により今回の（同一の）燃焼サイクル中に直ちに補償されていく。換言すれば、予測吸入空気量の予測誤差（推定誤差）に起因する燃料量の不足分が同一の燃焼サイクル中に直ちに補償されていく。この結果、過渡運転時であっても空燃比を安定した値（目標空燃比）に維持することができる。

上記本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置において、前記ポート噴射量決定手段は、前記ポート噴射量を前記確定前総燃料噴射量と等しい値に決定するように構成されることが好適である。いま、確定前総燃料噴射量が上記予測必要総燃料量と等しい値に設定され、且つ、上記実筒内流入燃料量がポート噴射量と等しい値に設定される場合（即ち、後述する燃料付着量が全く考慮されない場合）について考える。

この場合、上記構成のように、ポート噴射量を確定前総燃料噴射量と等しい値に設定すれば、実筒内流入燃料量が予測必要総燃料量と等しくなる。従って、上記燃料の不足分は、上記実必要総燃料量から予測必要総燃料量を減じた値と等しくなる。一方、実必要総燃料量は実吸入空気量を目標空燃比で除した値とされ得、予測必要総燃料量は予測吸入空気量を目標空燃比で除した値とされ得る。

以上のことから、この場合、上記燃料の不足分は、実吸入空気量から予測吸入空気量を減じた値（即ち、吸入空気量の予測誤差）に基づいて簡易に算出することができる。換言すれば、筒内噴射量が、吸入空気量の予測誤差に基づいて簡易に決定され得る。

なお、この場合において実吸入空気量から予測吸入空気量を減じた値が負になる場合（即ち、吸気弁閉弁時前において既に噴射されたポート噴射量が実必要総燃料量よりも大きくなることで空燃比が不可避的に目標空燃比よりもリッチになる場合）、筒内噴射量が負の値に算出される。このような場合、筒内噴射手段による噴射を行わない（筒内噴射量を「０」とする）ことが好ましい。これにより、空燃比の目標空燃比からのリッチ方向への偏移量を極力小さくすることができる。

また、上記本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置において、前記ポート噴射量決定手段は、前記ポート噴射量を、前記確定前総燃料噴射量に基づいて同確定前総燃料噴射量よりも小さい値に決定するように構成されてもよい。ここにおいて、ポート噴射量は、例えば、確定前総燃料噴射量から所定量を減じた値、或いは、確定前総燃料噴射量に所定の係数（「１」未満の正の定数）を乗じた値に決定される。以下、確定前総燃料噴射量からポート噴射量を減じた値を「ポート噴射量不足分」と称呼する。

いま、上記と同様、確定前総燃料噴射量が上記予測必要総燃料量と等しい値に設定され、且つ、上記実筒内流入燃料量がポート噴射量と等しい値に設定される場合（即ち、後述する燃料付着量が全く考慮されない場合）について考える。この場合、上記構成のように、前記ポート噴射量を、前記確定前総燃料噴射量に基づいて同確定前総燃料噴射量よりも小さい値に設定すれば、実筒内流入燃料量が予測必要総燃料量からポート噴射量不足分を減じた値と等しくなる。従って、上記燃料の不足分（従って、筒内噴射量）は、上記実必要総燃料量から予測必要総燃料量を減じた値（即ち、実吸入空気量から予測吸入空気量を減じた値に基づく値）とポート噴射量不足分の和となる。

以上のことから、この場合、ポート噴射量不足分を十分に大きい値に設定すれば、上述した実吸入空気量から予測吸入空気量を減じた値が負になる場合が発生しても、上記燃料の不足分（従って、筒内噴射量）が正の値に算出され得る。即ち、実吸入空気量から予測吸入空気量を減じた値が正であるか負であるかにかかわらず、上記実必要総燃料量と等しい量の燃料を今回の燃焼サイクルにおける燃焼に供することが可能となり、この結果、空燃比を目標空燃比と一致させることができる。

上記本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置においては、実際の燃料付着量（実燃料付着量）を算出する実燃料付着量算出手段を備え、前記筒内噴射量決定手段は、この実燃料付着量を考慮しながら燃料挙動モデルの順モデルを使用して前記実筒内流入燃料量を算出するように構成され、前記確定前総燃料噴射量算出手段は、前記算出された実燃料付着量を考慮しながら燃料挙動モデルの逆モデルを使用して確定前総燃料噴射量を算出するように構成されることが好適である。

これによれば、内燃機関の運転状態に応じて変化する燃料付着量が考慮されながらポート噴射量、及び筒内噴射量が決定されて行くから、燃料噴射気筒に対して適切なポート噴射量、及び筒内噴射量が算出され得、その結果、空燃比を一層安定化することができる。

より具体的に述べると、実燃料付着量算出手段は、任意の吸気行程に対し前記ポート噴射手段により実際に噴射されたポート噴射量と、同任意の吸気行程の一回前の吸気行程後であって同任意の吸気行程前における実際の燃料付着量である実燃料付着量と、前記内燃機関の吸気系への燃料付着挙動を表す燃料挙動モデルとに基づいて、同任意の吸気行程後であって同任意の吸気行程の次の吸気行程前における実燃料付着量を算出する。

即ち、実燃料付着量算出手段は、ある吸気行程に対してポート噴射手段により実際に噴射されたポート噴射量の燃料のうちの吸気系（例えば、吸気管の内壁面、吸気弁の表面等）に付着する燃料の量と、その吸気行程前に吸気系に付着していた実燃料付着量のうちの吸気系に残留する燃料の量とから、新たな（前記ある吸気行程後の）実燃料付着量を算出する。

また、前記確定前総燃料噴射量算出手段は、前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の予測吸入空気量に基づいて前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために必要とされる燃料の総量（筒内噴射量とポート噴射量の和）である上記予測必要総燃料量を算出する予測必要総燃料量算出手段を備える。この予測必要総燃料量は、例えば、目標空燃比（例えば、理論空燃比）で前記予測吸入空気量を除することにより算出され得る。

加えて、前記確定前総燃料噴射量算出手段は、前記燃料挙動モデルの逆モデルに基づいて、前記ポート噴射手段により前記今回の吸気行程に対して前記確定前総燃料噴射量の燃料が噴射されると仮定した場合において、同噴射された確定前総燃料噴射量のうち同今回の吸気行程において前記燃焼室内に流入する燃料量と前記実燃料付着量算出手段により算出された前回の吸気行程後であって同今回の吸気行程前における実燃料付着量の燃料のうち同今回の吸気行程において同燃焼室内に流入する燃料量との和が前記算出された予測必要総燃料量と等しくなるように同確定前総燃料噴射量を算出するように構成される。

即ち、前記確定前総燃料噴射量算出手段は、予測必要総燃料量と等しい量の燃料を燃焼室内（燃料噴射気筒内）に流入させるためには、どれだけの量（ポート噴射量）の燃料をポート噴射手段から噴射しなければならないかを、同ポート噴射量の燃料のうち吸入系へ付着することなく燃焼室内に流入する分、及び今回の吸気行程前における前記実燃料付着量の燃料のうちの同燃焼室内に流入する分とを考慮して算出し、そのようにして算出された噴射量を確定前総燃料噴射量とする。

また、前記筒内噴射量決定手段は、前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実吸入空気量に基づいて前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために実際に必要とされる燃料の総量（筒内噴射量とポート噴射量の和）である上記実必要総燃料量を算出する実必要総燃料量算出手段を備える。この実必要総燃料量は、例えば、目標空燃比（例えば、理論空燃比）で前記実吸入空気量を除することにより算出され得る。

加えて、前記筒内噴射量決定手段は、前記燃料挙動モデルの順モデルに基づいて、前記ポート噴射手段により前記今回の吸気行程に対して実際に噴射されたポート噴射量の燃料のうち同今回の吸気行程において実際に前記燃焼室内に流入した燃料量と前記実燃料付着量算出手段により算出された前記前回の吸気行程後であって同今回の吸気行程前における実燃料付着量の燃料のうち同今回の吸気行程において実際に同燃焼室内に流入した燃料量とから、同今回の吸気行程において実際に同燃焼室内に流入した燃料量である上記実筒内流入燃料量を算出する実筒内流入燃料量算出手段を備える。

即ち、前記実筒内流入燃料量算出手段は、今回の吸気行程に対してポート噴射手段から実際に既に噴射されたポート噴射量の燃料のうち燃焼室内に流入する分と、今回の吸気行程前の実際の燃料付着量の燃料のうち燃焼室内に流入する分との和を、今回の吸気行程において実際に燃焼室内に流入した実筒内流入燃料量として算出する。

そして、前記筒内噴射量決定手段は、前記実必要総燃料量算出手段により算出された実必要総燃料量から前記実筒内流入燃料量算出手段により算出された実筒内流入燃料量を減じた値を前記不足分として算出し、前記筒内噴射量を同不足分と等しい値に決定するように構成される。

このようにすれば、特に実筒内流入燃料量の算出において実際のポート噴射量に基づいて算出される精度の良い実燃料付着量が考慮されることで、実筒内流入燃料量が精度良く求められる。従って、燃焼室内に流入した燃料量の上記実必要総燃料量に対する不足分（従って、筒内噴射量）がより一層正確に求められ、この結果、同不足分がより一層正確に補償されていく。換言すれば、予測吸入空気量の予測誤差（推定誤差）に起因する燃料量の不足分が同一の燃焼サイクル中においてより一層正確に補償されていく。これにより、空燃比をより一層安定した値（目標空燃比）に維持することができる。

上記本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置において、上記のように、前記確定前総燃料噴射量算出手段が前記実燃料付着量を考慮しながら燃料挙動モデルの逆モデルを使用して前記確定前総燃料噴射量を算出するように構成され、前記実筒内流入燃料量算出手段が同実燃料付着量を考慮しながら燃料挙動モデルの順モデルを使用して同実筒内流入燃料量を算出するように構成される場合、前記確定前総燃料噴射量算出手段は、前記燃料挙動モデルの逆モデルにて使用する付着率と残留率を前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の予測吸入空気量に基づいて決定し、前記実筒内流入燃料量算出手段は、前記燃料挙動モデルの順モデルにて使用する付着率と残留率を前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実吸入空気量に基づいて決定するように構成されることが好適である。

これによれば、実筒内流入燃料量算出手段が燃料挙動モデルの順モデルにて使用する付着率と残留率は、今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時後において既知となった運転状態量に基づいて求められた同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の吸入空気量である実吸入空気量に基づいて決定されることになる。この結果、係る付着率と残留率は、前記運転状態量予測手段により予測された運転状態量に基づいて求められた上記予測吸入空気量に基づいて決定される場合に比して、機関の吸気系における実際の燃料の挙動をより一層精度良く表す値となる。従って、実筒内流入燃料量（従って、上記燃料の不足分）がより一層正確に算出され得る。

従って、係る付着率と残留率が上記予測吸入空気量に基づいて決定される場合に比して、上記燃料の不足分が更に一層正確に補償されていく。換言すれば、予測吸入空気量の予測誤差（推定誤差）に起因する燃料量の不足分に加えて燃料付着量（吸気系における燃料の挙動）の予測誤差に起因する燃料量の誤差分も同一の燃焼サイクル中において補償されていく。これにより、空燃比を更に一層安定した値（目標空燃比）に維持することができる。

また、確定前総燃料噴射量算出手段が燃料挙動モデルの逆モデルにて使用する付着率と残留率は、運転状態量予測手段により予測された運転状態量に基づいて求められた上記予測吸入空気量に基づいて決定されることになる。この結果、係る付着率と残留率は、今回の吸気行程における機関の吸気系における燃料の挙動を精度良く表す量となり得る。従って、上記予測必要総燃料量の燃料を燃焼室内に流入させるための燃料量である確定前総燃料噴射量がより一層正確に算出される。

以上、説明した上記本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置は、デュアルインジェクションシステムを備えた内燃機関に適用されるものであり、今回の燃焼サイクルにおける吸気弁閉弁時前にポート噴射量の燃料をポート噴射手段から噴射し、同吸気弁閉弁後の同一燃焼サイクル中において筒内噴射量の燃料を筒内噴射手段から噴射するように構成されている。

本発明に係る第２の燃料噴射量制御装置は、本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置（且つ、燃料付着量を一切考慮しないもの）に対して、前記ポート噴射量の燃料をポート噴射手段から噴射することに代えて同ポート噴射量と等しい量の燃料を筒内噴射手段から噴射する点のみが異なる。

即ち、上記本発明に係る第２の燃料噴射量制御装置は、今回の燃焼サイクルにおける吸気弁閉弁時前に第１筒内噴射量（第１回目の筒内噴射量）の燃料を筒内噴射手段から噴射し、同吸気弁閉弁後の同一燃焼サイクル中において第２筒内噴射量（第２回目の筒内噴射量）の燃料を再び筒内噴射手段から噴射するように構成されている。換言すれば、同一燃焼サイクル中において２回の筒内噴射が実行される。

これによれば、今回の燃焼サイクル（吸気行程）に対する筒内噴射手段による第１回目の筒内噴射により実際に燃焼室内に流入した燃料量の上記実必要総燃料量に対する不足分が第２回目の筒内噴射により同一の燃焼サイクル中に直ちに補償されていく。従って、これによっても、上記本発明に係る第１の燃料噴射量制御装置と同様、過渡運転時であっても空燃比を安定した値（目標空燃比）に維持することができる。更には、本発明に係る第２の燃料噴射量制御装置は、デュアルインジェクションシステムを備えた内燃機関のみならず、筒内噴射手段のみを備えポート噴射手段を備えない内燃機関にも適用できる。

本発明に係る第３の燃料噴射量制御装置は、少なくとも筒内噴射手段を備えた内燃機関に適用され、上記と同じ運転状態量取得手段と、上記と同じ実吸入空気量算出手段とを備える。更に、本発明に係る第３の燃料噴射量制御装置は、前記実吸入空気量算出手段による前記実吸入空気量の算出後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて同実吸入空気量に基づいて上記実必要総燃料量を算出するとともに、前記筒内噴射量を同実必要総燃料量と等しい値に決定する筒内噴射量決定手段と、前記筒内噴射手段に対して、前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前、或いは後の所定の時点にて燃料の噴射を開始する指示を与えるとともに、前記筒内噴射量決定手段による前記筒内噴射量の決定後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点であって同所定の時点から同筒内噴射手段による同筒内噴射量の燃料の噴射に要する期間が経過した時点で燃料の噴射を終了する指示を与える筒内噴射指示手段とを備える。

本発明に係る第３の燃料噴射量制御装置も、本発明に係る第２の燃料噴射量制御装置と同様、デュアルインジェクションシステムを備えた内燃機関のみならず、筒内噴射手段のみを備えポート噴射手段を備えない内燃機関にも適用できる。

また、この本発明に係る第３の燃料噴射量制御装置によれば、今回の燃焼サイクルに対する筒内噴射手段による１回の筒内噴射により、上記実必要総燃料量と等しい量の燃料が噴射され、且つ、係る筒内噴射は同一燃焼サイクルに対する吸気弁閉弁後であって同一燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点で完了する。従って、上記実必要総燃料量と等しい量の燃料が今回の燃焼サイクルにおける燃焼に供されることになる。この結果、本発明に係る第３の燃料噴射量制御装置によっても、本発明に係る第１，第２の燃料噴射量制御装置と同様、過渡運転時であっても空燃比を安定した値（目標空燃比）に維持することができる。

なお、係る１回の筒内噴射の開始時期は、今回の燃焼サイクル（吸気行程）に対する吸気弁閉弁時より前であっても後であってもよい。

以下、本発明による内燃機関の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、本発明の実施形態に係る燃料噴射量制御装置をデュアルインジェクションシステムを備えた火花点火式多気筒（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からの排気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、燃料を吸気ポート３１内に噴射するポート噴射弁３９Ｐ、燃料を燃焼室２５内に直接噴射する筒内噴射弁３９Ｃを備えている。

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、及びスロットル弁駆動手段を構成するＤＣモータからなるスロットル弁アクチュエータ４３ａ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、後述する電子制御装置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（実際には、各排気ポート３４に連通したそれぞれのエキゾーストマニホールド５１が集合した集合部）に接続されたエキゾーストパイプ（排気管）５２、エキゾーストパイプ５２に配設（介装）された上流側の三元触媒５３（上流側触媒コンバータ、又はスタート・キャタリティック・コンバータとも云うが、以下「第１触媒５３」と称呼する。）、及びこの第１触媒５３の下流のエキゾーストパイプ５２に配設（介装）された下流側の三元触媒５４（車両のフロア下方に配設されるため、アンダ・フロア・キャタリティック・コンバータとも云うが、以下「第２触媒５４」と称呼する。）を備えている。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、吸気温センサ６１、スロットルポジションセンサ６２、カムポジションセンサ６３、クランクポジションセンサ６４、水温センサ６５、第１触媒５３の上流の排気通路（本例では、上記各々のエキゾーストマニホールド５１が集合した集合部）に配設された空燃比センサ６６（以下、「上流側空燃比センサ６６」と称呼する。）、第１触媒５３の下流であって第２触媒５４の上流の排気通路に配設された空燃比センサ６７（以下、「下流側空燃比センサ６７」と称呼する。）、アクセル開度センサ６８、及び大気圧センサ（スロットル弁上流圧力センサ）６９を備えている。

吸気温センサ６１は、吸入空気の温度（吸気温度）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。スロットルポジションセンサ６２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。

カムポジションセンサ６３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VTをも表す。

クランクポジションセンサ６４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６５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。

上流側空燃比センサ６６、及び下流側空燃比センサ６７は共に、空燃比に応じた電流を出力し、この電流に応じた電圧を出力するようになっている。アクセル開度センサ６８は、運転者によって操作されるアクセルペダル８１の操作量を検出し、同アクセルペダル８１の操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。大気圧センサ６９は、スロットル弁４３の上流の圧力（即ち、大気圧）を検出し、スロットル弁上流圧力Pa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が実行するルーチン（プログラム）、テーブル（ルックアップテーブル、マップ）、及び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、並びに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に接続され、ＣＰＵ７１にセンサ６１〜６９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、ポート噴射弁３９Ｐ、筒内噴射弁３９Ｃ、及びスロットル弁アクチュエータ４３ａ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。

（ポート噴射量fip、及び筒内噴射量ficの決定方法の概要）
このようなデュアルインジェクションシステムを備えた燃料噴射量制御装置においては、ポート噴射弁３９Ｐによるポート噴射は、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時より前の時点にて同気筒に対して行われる必要がある。そのため、本装置は、吸気弁閉弁時において燃料噴射気筒内に吸入されているであろう筒内吸入空気量を前もって予測する。

ここで、筒内吸入空気量は、吸気弁閉弁時の吸気管圧力（即ち、吸気管内空気圧力）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、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に基づいて燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時の筒内吸入空気量（以下、「予測吸入空気量KLfwd」と称呼する。）を事前に予測する。本例では、燃料噴射気筒の吸気上死点前９０°クランクアングル（以下、「BTDC９０°CA」と表す。他のクランクアングルについても同様に表す。）にて予測吸入空気量KLfwdを予測する。

そして、本装置は、予測吸入空気量KLfwdの予測直後（即ち、吸気弁閉弁時より前の時点）においてこの予測吸入空気量KLfwdに基づいて後述するようにポート噴射量fipを決定し、同決定されたポート噴射量fipの燃料を燃料噴射気筒に対してポート噴射弁３９Ｐからポート噴射する。

一方、筒内噴射弁３９Ｃによる筒内噴射は、吸気弁閉弁時以降であっても実行可能である。ただし、筒内噴射時期が早いほど、点火プラグ３７による点火開始（一般に、圧縮上死点近傍）までに確保できる噴射燃料の拡散時間が長くなり、この結果、より良好な燃焼が達成できる。

従って、本装置は、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時の直後において、既知となった吸気弁閉弁時の実際のスロットル弁開度をスロットルポジションセンサ６４から取得し、その実際のスロットル弁開度に基づいて吸気弁閉弁時の実際の筒内吸入空気量（以下、「実吸入空気量KLact」と称呼する。）を算出する。そして、本装置は、実吸入空気量KLactの算出直後（即ち、吸気弁閉弁時の直後）において、実吸入空気量KLact、既に噴射されたポート噴射量fip等に基づいて後述するように筒内噴射量ficを決定し、同決定された筒内噴射量ficの燃料を燃料噴射気筒に対して筒内噴射弁３９Ｃから筒内噴射する。以上が、ポート噴射量fip、及び筒内噴射量ficの決定方法の概要である。

（具体的構成・作用）
以下、上記ポート噴射量fip、及び筒内噴射量fic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。この燃料噴射量制御装置は、機能ブロック図である図２に示したように、電子制御スロットル弁ロジックＡ１、現時点より前の時点（過去〜現在）における実際のスロットル弁開度と実際のアクセル操作量等の内燃機関の運転状態量を取得する運転状態量取得手段Ａ２、現時点より先の時点におけるスロットル弁開度等の内燃機関の運転状態量を予測する運転状態量予測手段Ｍ１、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を含む実吸入空気量算出手段としての第１吸入空気モデルＡ３、同空気モデルを含む予測吸入空気量算出手段としての第２吸入空気モデルＡ４、目標空燃比設定手段Ａ５、及び図３に詳細な機能ブロック図を示した噴射量決定手段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Ｍ１）
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TAestを予測する電子制御スロットル弁モデルＭ１について説明する。

電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、先ず、演算周期ΔTt（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操作量Accpを読込み、読み込んだアクセル操作量Accpと図４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今回の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５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。なお、遅延時間TDは、本例においては一定の時間であるが、内燃機関が所定のクランク角度（例えば、クランク角２７０°CA）だけ回転するのに要する時間T270とする等、エンジン回転速度NEに応じた可変の時間とすることもできる。

ところで、電子制御スロットル弁ロジックＡ１から目標スロットル弁開度TAtがスロットル弁アクチュエータ４３ａに出力された場合であっても、同スロットル弁アクチュエータ４３ａの遅れや、スロットル弁４３の慣性などにより、実際のスロットル弁開度TAは、ある遅れをもって目標スロットル弁開度TAtに追従する。そこで、電子制御スロットル弁モデルＭ１においては、下記(1)式に基づいて遅延時間TD後におけるスロットル弁開度を予測・推定する（図５を参照）。

TAest(k+1)＝TAest(k)＋ΔTt・ｆ（TAt(k)，TAest(k)） ・・・(1)

(1)式において、TAest(k+1)は今回の演算タイミングにおいて新たに予測・推定される予測スロットル弁開度TAestであり、TAt(k)は今回の演算タイミングにて新たに得られた目標スロットル弁開度TAtであり、TAest(k)は今回の演算タイミングにおいて既に予測・推定されていた最新の予測スロットル弁開度TAest（即ち、前回の演算タイミングにおいて予測・推定されたスロットル弁開度TAest）である。また、関数ｆ（TAt(k)，TAest(k)）は、図６に示したように、TAt(k)とTAest(k)との差ΔTA（＝TAt(k)−TAest(k))が大きい程大きい値をとる関数（ΔTAに関して単調増加する関数ｆ）である。

このように、電子制御スロットル弁モデルＭ１（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を新たに決定するとともに、遅延時間TD後のスロットル弁開度TAestを新たに予測・推定し、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と予測スロットル弁開度TAestを、現時点からの時間経過に対応させた形でＲＡＭ７３に記憶・格納する。なお、電子制御スロットル弁モデルＭ１における計算は、実際には、ＣＰＵ７１が所定時間（演算周期ΔTt）の経過毎に電子制御スロットル弁モデルＭ１に対応するプログラムを実行することにより達成される。

（第１吸入空気モデル（実吸入空気量算出手段）Ａ３）
第１吸入空気モデルＡ３は、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を構成するスロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ４、及び吸気弁モデルＭ５を備えている。第１吸入空気モデルＡ３は、燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の直後の時点にて同気筒の今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の筒内吸入空気量である上記実吸入空気量KLactを、前記運転状態量取得手段Ａ２により取得された実際の運転状態量である実際のスロットル弁開度（実スロットル弁開度TAact）に基づいて求める。上記スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ４、及び吸気弁モデルＭ５の内容については、後に詳述する。

なお、本例では、スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ４、及び吸気弁モデルＭ５により実吸入空気量KLactを求めるが、これとは別に、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実スロットル弁開度TAact、同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実エンジン回転速度NE、及びテーブル（スロットル弁開度TAacc、エンジン回転速度NE、及び実吸入空気量KLactの関係を予め規定したテーブル）又は計算式を用いて実吸入空気量KLactを求めるものであってもよい。

（第２吸入空気モデル（予測吸入空気量算出手段）Ａ４）
第２吸入空気モデルＡ４は、第１吸入空気モデルＡ３が含んでいる空気モデルと同様の空気モデルを構成するスロットルモデルＭ20、吸気弁モデルＭ30、吸気管モデルＭ40、及び吸気弁モデルＭ50を備えていて、少なくとも電子制御スロットル弁モデルＭ１により予測・推定された予測スロットル弁開度TAestに基づいて同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入空気量である予測吸入空気量KLfwdを予測・推定する。上記スロットルモデルＭ20、吸気弁モデルＭ30、吸気管モデルＭ40、及び吸気弁モデルＭ50については、後に詳述する。

なお、第２空気モデルＡ４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の予測スロットル弁開度TAest、現時点での実エンジン回転速度NE、及びテーブル（スロットル弁開度TA、エンジン回転速度NE、及び吸入空気量との関係を規定したテーブル）を用いて、今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の予測吸入空気量KLfwdを求める（予測する）ように構成されていてもよい。

（目標空燃比設定手段Ａ５）
目標空燃比設定手段は、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）
図２に示した噴射量決定手段Ａ６は、第１吸入空気モデルＡ３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実吸入空気量KLact、第２吸入空気モデルＡ４により算出された同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予測吸入空気量KLfwd、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等に基づいて、気筒毎に、同燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルに対するポート噴射量fip、及び筒内噴射量ficをそれぞれ決定する手段である。

この噴射量決定手段Ａ６は、図３の破線で囲まれた範囲内に詳細を示したように、予測必要総燃料量算出手段Ａ６１と、確定前総燃料噴射量算出手段（燃料挙動逆モデル）Ａ６２と、ポート噴射量決定手段Ａ６３と、実必要総燃料量算出手段Ａ６４と、実筒内流入燃料量算出手段（燃料挙動順モデル）Ａ６５と、筒内噴射量決定手段Ａ６６とを、気筒毎に備えている。以下、噴射量決定手段Ａ６が備える各要素について個別に説明を加える前に、本装置が使用する燃料挙動（付着）モデルについて説明する。

（燃料挙動モデル）
図７に概念的に示したように、燃料噴射気筒のポート噴射弁３９Ｐから噴射された燃料は、その一部が吸気管４１の壁面部（吸気ポート３１）、及び図７において図示を省略した吸気弁３２等からなる吸気通路構成部材に付着する。

このように吸気通路構成部材に付着した燃料は、蒸留性状（即ち、沸点、飽和蒸気圧）の異なる多数の燃料成分から構成される混合物である。本装置は、計算の簡便化によるＣＰＵ７１の計算負担の軽減等の観点から、この燃料を、以下に説明する低沸点成分と高沸点成分との２つの燃料成分に二分し、これら２つの燃料成分から構成されているものとして扱う。

図８は、吸気管４１の温度（吸気管４１の壁面温度、吸気通路内の温度。この温度は冷却水温で代用され得る。）が内燃機関１０が完全に暖機した状態において発生し得る所定温度T0に維持されていて、且つ内燃機関１０が定常状態にあるものとした場合における、吸気管圧力PMFWDと、吸気通路構成部材への低沸点成分の燃料付着量fwv及び吸気通路構成部材への高沸点成分の燃料付着量fwpとの関係をそれぞれ示したグラフである。

図８から理解できるように、低沸点成分は、飽和蒸気圧が比較的高いことから、前記所定温度T0において吸気管圧力PMFWDが内燃機関１０の運転中において発生し得る範囲内における或る所定圧力P0を下回ると蒸発により燃料付着量fwvが「０」になるような成分であって、炭素数が比較的少なくて沸点が比較的低い燃料成分の群を総称したものである。一方、高沸点成分は、飽和蒸気圧が比較的低いことから、前記所定温度T0において吸気管圧力PMFWDが内燃機関１０の運転中において発生し得る範囲内にあるときには常に燃料付着量fwp＞０となるような成分であって、炭素数が比較的多くて沸点が比較的高い燃料成分の群を総称したものである。

このように、吸気通路構成部材に付着する低沸点成分の挙動は、吸気通路構成部材に付着する高沸点成分の挙動と大きく相違する。換言すると、一般に、燃料挙動モデルで使用される燃料の付着率と残留率は、低沸点成分に対するものと高沸点成分に対するものとで大きく相違する。従って、本装置は、燃料挙動モデルを、吸気通路構成部材に付着する低沸点成分についてのモデルと、吸気通路構成部材に付着する高沸点成分についてのモデルとで独立させ、付着率及び残留率をそれぞれに対して設定することにより、吸気通路構成部材への低沸点成分の燃料付着量fwvと吸気通路構成部材への高沸点成分の燃料付着量fwpとを分けて求める。

より具体的に述べると、燃料噴射気筒に着目した図９に示したように、fipをポート噴射弁３９Ｐから今回の吸気行程に対して噴射される燃料の量であるポート噴射量、fwp（fwp(k-1)）を前回の吸気行程後であって今回の吸気行程直前において吸気通路構成部材に既に付着している高沸点成分の燃料付着量、Ppを上記高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)のうち吸気通路構成部材に付着したまま残留する高沸点成分の割合（高沸点成分の残留率）、Rpを上記ポート噴射量fipのうち吸気通路構成部材へ付着する高沸点成分の割合（高沸点成分の付着率）とすると、上記高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)のうち吸気通路構成部材に残留する高沸点成分の量はPp・fwp(k-1)となり、ポート噴射量fipの燃料のうち吸気通路構成部材に新たに付着する高沸点成分の量はRp・fipとなる。従って、今回の吸気行程後であって次回の吸気行程直前において吸気通路構成部材に付着する高沸点成分の燃料付着量fwp(k)について下記(2)式が成立する。漸化式である下記(2)式は、高沸点成分についての燃料挙動モデルを記述したものである。

fwp(k)＝Pp・fwp(k-1)＋Rp・fip ・・・(2)

同様に、fwv（fwv(k-1)）を前回の吸気行程後であって今回の吸気行程直前において吸気通路構成部材に既に付着している低沸点成分の燃料付着量、Pvを上記低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)のうち吸気通路構成部材に付着したまま残留する低沸点成分の割合（低沸点成分の残留率）、Rvを上記ポート噴射量fipのうち吸気通路構成部材へ付着する低沸点成分の割合（低沸点成分の付着率）とすると、上記低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)のうち吸気通路構成部材に残留する低沸点成分の量はPv・fwv(k-1)となり、ポート噴射量fipの燃料のうち吸気通路構成部材に新たに付着する低沸点成分の量はRv・fipとなる。従って、今回の吸気行程後であって次回の吸気行程直前において吸気通路構成部材に付着する低沸点成分の燃料付着量fwv(k)について下記(3)式が成立する。漸化式である下記(3)式は、低沸点成分についての燃料挙動モデルを記述したものである。上記(2)式、及び下記(3)式の演算を行う手段が実燃料付着量算出手段に相当する。

fwv(k)＝Pv・fwv(k-1)＋Rv・fip ・・・(3)

なお、上記高沸点成分の付着率Rpは、正確には、噴射された燃料中の高沸点成分の割合Kpと噴射された高沸点成分のうち吸気通路構成部材へ付着する高沸点成分の割合R’pとの積であり、上記低沸点成分の付着率Rvは、正確には、噴射された燃料中の低沸点成分の割合Kvと噴射された低沸点成分のうち吸気通路構成部材へ付着する低沸点成分の割合R’vとの積である。燃料中の高沸点成分の割合Kpと同燃料中の低沸点成分の割合Kv（ここで、Kp+Kv=1）は使用される燃料自体に依存する値である。

また、上記(2)式、又は上記(3)式にて使用される上記Pp，Pv，Rp，及びRvは、筒内吸入空気量KL、エンジン回転速度NE、吸気弁３２の開閉タイミングVT、及び冷却水温THWに強く依存するから、これらの値を引数とする予め取得されている所定のテーブルに従って決定される。以上が、本装置が使用する燃料挙動（付着）モデルの概要である。以下、噴射量決定手段Ａ６が備える各要素について個別に説明を加えていく。

（予測必要総燃料量算出手段Ａ６１）
予測必要総燃料量算出手段Ａ６１は、燃料噴射気筒のBTDC９０°CAが到来した時点で、第２吸入空気モデルＡ４により求められている同燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の予測吸入空気量KLfwd（の最新値）を、目標空燃比設定手段Ａ５により設定された目標空燃比AbyFrefで除する（KLfwd／AbyFref）ことにより、予測必要総燃料量Fcfwdを求める手段である。このように予測必要総燃料量Fcfwdは、予測吸入空気量KLfwdに基づいて算出される、燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルにおける燃焼において空燃比を目標空燃比AbyFrefに一致させるために必要とされる燃料の総量（ポート噴射量fipと筒内噴射量ficの和）である。

（確定前総燃料噴射量算出手段（燃料挙動逆モデル）Ａ６２）
確定前総燃料噴射量算出手段Ａ６２は、予測必要総燃料量算出手段Ａ６１による予測必要総燃料量Fcfwdの算出直後にて、上記燃料挙動モデルの逆モデルを用い、噴射された燃料のうち吸気ポート３１や吸気弁３２等の上記吸気通路構成部材に付着することなく筒内に流入する燃料の量、及び吸気通路構成部材に付着していた燃料のうち筒内に流入する燃料の量を考慮して、上記予測必要総燃料量Fcfwdの燃料を燃料噴射気筒に流入させるために必要とされる仮の燃料噴射量である確定前総燃料噴射量fibを算出する手段である。

ここで、前記燃料挙動モデルの逆モデルについて説明する。上記(2)式、及び上記(3)式により既に求められている、燃料噴射気筒の前回の吸気行程後であって今回の吸気行程直前における同気筒の吸気通路構成部材に実際に付着している高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)（実燃料付着量）、及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)（実燃料付着量）を使用し、且つ、高沸点成分の付着率をRpfwd、低沸点成分の付着率をRvfwd、高沸点成分の残留率をPpfwd、低沸点成分の残留率をPvfwdとするとき、同気筒の今回の吸気行程に対して確定前総燃料噴射量fibの燃料を噴射したと仮定した場合に同気筒に流入する燃料量Fcは、下記(4)式で表される（図９を参照）。

Fc=(1−Rpfwd−Rvfwd)・fib＋(1−Ppfwd)・fwp(k−1)＋(1−Pvfwd)・fwv(k−1) ・・・(4)

従って、燃料噴射気筒の今回の吸気行程において上記予測必要総燃料量Fcfwdが同気筒に流入するために必要な確定前総燃料噴射量fibは、上記(4)式において上記燃料量Fcを予測必要総燃料量Fcfwdと置き換えた式を確定前総燃料噴射量fibについて解くことで求めることができる。その計算結果は(5)式の通りとなる。この(5)式が、燃料挙動モデルの逆モデルを数式化したものである。

fib=（Fcfwd−(1−Ppfwd)・fwp(k−1)−(1−Pvfwd)・fwv(k−1)）／(1−Rpfwd−Rvfwd)・・・(5)

確定前総燃料噴射量算出手段Ａ６２は、上記Rpfwd，Rvfwd，Ppfwd，及びPvfwdを上記所定のテーブルを利用して決定する際に使用する引数であるエンジン回転速度NE、吸気弁の開閉タイミングVT、冷却水温THWとして、クランクポジションセンサ６４、カムポジションセンサ６３、水温センサ６５から得られる現時点での値をそれぞれ使用するとともに、引数である筒内吸入空気量KLとして、第２吸入空気モデルＡ４により求められている燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対する予測吸入空気量KLfwdを使用する。

確定前総燃料噴射量算出手段Ａ６２は、このようにして決定される上記Rpfwd，Rvfwd，Ppfwd，及びPvfwdと、上記予測必要総燃料量Fcfwdと、上記高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)と、上記(5)式とを用いて確定前総燃料噴射量fibを求める。このように、確定前総燃料噴射量fibは、予測吸入空気量KLfwdに基づく上記予測必要総燃料量Fcfwd、及び予測吸入空気量KLfwdに基づく上記Rpfwd，Rvfwd，Ppfwd，及びPvfwdを利用して得られる値であるから、予測吸入空気量KLfwdの予測誤差、及び燃料付着量（具体的には、吸気系における燃料の挙動を表す上記Rpfwd，Rvfwd，Ppfwd，及びPvfwd）の予測誤差の影響を受ける値である。

（ポート噴射量決定手段Ａ６３）
ポート噴射量決定手段Ａ６３は、確定前総燃料噴射量算出手段Ａ６２による確定前総燃料噴射量fibの算出直後にて、燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対して同気筒のポート噴射弁３９Ｐから噴射されるポート噴射量fipを下記(6)式に従って算出する手段である。

fip＝fib・α ・・・(6)

なお、上記(6)式において、αは「０」より大きく「１」よりも小さい定数である（例えば、α＝０．８）。このように、ポート噴射量fipを確定前総燃料噴射量fibよりも小さい値に設定するのは、前述のごとく、ポート噴射量fipが後述する実必要総燃料量Fcactよりも大きくなることで空燃比が目標空燃比AbyFrefよりも不可避的にリッチとなる事態の発生を防止するためである。

ポート噴射量決定手段Ａ６３によりポート噴射量fipが決定されると、本装置は、燃料噴射気筒のポート噴射弁３９Ｐに対して同ポート噴射量fipの燃料を噴射する指示を与える。これにより、ポート噴射量fipの燃料が燃料噴射気筒のBTDC９０°CAの直後（即ち、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時より前の時点（具体的には、吸気上死点よりも前の時点））にてポート噴射される。

（実必要総燃料量算出手段Ａ６４）
実必要総燃料量算出手段Ａ６４は、ポート噴射量fipの燃料がポート噴射された後であって燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時が到来した直後において、第１吸入空気モデルＡ３により求められた同燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実吸入空気量KLactを、目標空燃比設定手段Ａ５により設定された目標空燃比AbyFrefで除する（KLact／AbyFref）ことにより、実必要総燃料量Fcactを求める手段である。このように実必要総燃料量Fcactは、実吸入空気量KLactに基づいて算出される、燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルにおける燃焼において空燃比を目標空燃比AbyFrefに一致させるために実際に必要とされる燃料の総量（ポート噴射量fipと筒内噴射量ficの和）である。実必要総燃料量Fcactは、既知となった実際のスロットル弁開度TAactに基づいて正確に取得され得る実吸入空気量KLactを利用して得られる値であるから、正確に算出され得る。

（実筒内流入燃料量算出手段（燃料挙動順モデル）Ａ６５）
実筒内流入燃料量算出手段Ａ６５は、実必要総燃料量算出手段Ａ６４による実必要総燃料量Fcactの算出直後（即ち、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時の直後）にて、燃料挙動モデルの順モデルを用い、燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対して既に実際に噴射されたポート噴射量fipの燃料のうち上記吸気通路構成部材に付着することなく同気筒に実際に流入した燃料の量、及び吸気通路構成部材に付着していた燃料のうち同気筒に実際に流入した燃料の量を考慮して、同気筒の今回の吸気行程においてポート噴射により同気筒に実際に流入した燃料量である実筒内流入燃料量Fcestを求める手段である。

ここで、燃料挙動順モデルについて説明する。上記(2)式、及び上記(3)式により既に求められている、燃料噴射気筒の前回の吸気行程後であって今回の吸気行程直前における同気筒の吸気通路構成部材に実際に付着している高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)（実燃料付着量）、及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)（実燃料付着量）を使用し、且つ、高沸点成分の付着率をRpact、低沸点成分の付着率をRvact、高沸点成分の残留率をPpact、低沸点成分の残留率をPvactとするとき、ポート噴射量fipのポート噴射により同気筒に実際に流入した燃料量、即ち、実筒内流入燃料量Fcestは、上記(4)式と同様、下記(7)式で表される（図９を参照）。この(7)式が、燃料挙動モデルの順モデルを数式化したものである。

Fcest=(1−Rpact−Rvact)・fip＋(1−Ppact)・fwp(k−1)＋(1−Pvact)・fwv(k−1) ・・・(7)

実筒内流入燃料量算出手段Ａ６５は、上記Rpact，Rvact，Ppact，及びPvactを上記所定のテーブルを利用して決定する際に使用する引数であるエンジン回転速度NE、吸気弁の開閉タイミングVT、冷却水温THWとして、現時点での値をそれぞれ使用するとともに、引数である筒内吸入空気量KLとして、第１吸入空気モデルＡ３により求められている燃料噴射気筒の今回の吸気行程に対する実吸入空気量KLactを使用する。

実筒内流入燃料量算出手段Ａ６５は、このようにして決定される上記Rpact，Rvact，Ppact，及びPvactと、ポート噴射量fipと、上記高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)と、上記(7)式とを用いて実筒内流入燃料量Fcestを求める。このように、実筒内流入燃料量Fcestは、実際に噴射されたポート噴射量fip、並びに、実吸入空気量KLactに基づく上記Rpact，Rvact，Ppact，及びPvactを利用して得られる値であるから、予測吸入空気量KLfwdの予測誤差、及び燃料付着量（具体的には、吸気系における燃料の挙動を表す残留率、及び付着率）の予測誤差の影響を受けることなく、正確に算出され得る。

なお、実筒内流入燃料量算出手段Ａ６５は、漸化式である上記(2)式におけるPp，Rpに上記Ppact，Rpactをそれぞれ適用した式に従って今回の吸気行程後であって次回の吸気行程直前において吸気通路構成部材に付着する高沸点成分の燃料付着量fwp(k)を上記実筒内流入燃料量Fcestの算出タイミングに合わせて逐次更新する。同様に、実筒内流入燃料量算出手段Ａ６５は、漸化式である上記(3)式におけるPv，Rvに上記Pvact，Rvactをそれぞれ適用した式に従って今回の吸気行程後であって次回の吸気行程直前において吸気通路構成部材に付着する低沸点成分の燃料付着量fwv(k)をも逐次更新する。これにより、燃料付着量fwp，fwvは、実吸入空気量KLactに基づく上記Rpact，Rvact，Ppact，及びPvactを利用して算出されるから、上記実筒内流入燃料量Fcestの算出タイミング毎に正確に算出・更新されていく。

（筒内噴射量決定手段Ａ６６）
筒内噴射量決定手段Ａ６６は、実筒内流入燃料量算出手段Ａ６５による実筒内流入燃料量Fcestの算出直後（即ち、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時の直後）であって同気筒の今回の燃焼サイクルにおける燃焼開始前にて同気筒の筒内噴射弁３９Ｃから噴射される筒内噴射量ficを下記(8)式に従って算出する手段である。

fic＝Fcact−Fcest ・・・(8)

上記(8)式から理解できるように、筒内噴射量ficは、上記実必要総燃料量Fcactに対する上記実筒内流入燃料量Fcestの不足分と等しい値に設定される。筒内噴射量決定手段Ａ６６によりポート噴射量ficが決定されると、本装置は、燃料噴射気筒の筒内噴射弁３９Ｃに対して同筒内噴射量ficの燃料を噴射する指示を与える。これにより、筒内噴射量ficの燃料が燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時の直後であって同気筒の今回の燃焼サイクルにおける燃焼開始時点（具体的には、点火プラグ３７による点火が開始される時点。一般には、圧縮上死点近傍）より前の時点にて筒内噴射される。

この結果、燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために噴射された燃料の総量（ポート噴射量fip＋筒内噴射量fic）が上記実必要総燃料量Fcactと等しくなる。従って、上記実必要総燃料量Fcactと等しい量の燃料が燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルにおける燃焼に供されることになり、空燃比が目標空燃比と一致し得る。

以上、噴射量決定手段Ａ６が備える各要素について個別に説明した。本装置は、係る噴射量決定手段Ａ６を気筒毎に備える。従って、本装置は、上述した噴射量決定手段Ａ６が行う処理を燃焼サイクル毎に、且つ気筒毎に実行していく。これにより、燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクル（吸気行程）に対するポート噴射により実際に同気筒内に流入した燃料量である実筒内流入燃料量Fcestの上記実必要総燃料量Fcactに対する不足分が同気筒に対する筒内噴射により今回の（同一の）燃焼サイクル中に直ちに補償されていく。

次に、上述した第１吸入空気モデルＡ３、及び第２吸入空気モデルＡ４について詳細に説明する。図２に示したように、第１吸入空気モデルＡ３はモデルＭ２〜Ｍ５を備えている。第２吸入空気モデルＡ４は、モデルＭ２〜Ｍ５にそれぞれ対応する同一のモデルＭ20〜Ｍ50を含んでいて、第１吸入空気モデルＡ３とは使用する（入力する）パラメータのみが異なる。従って、以下、第１吸入空気モデルＡ３を主として説明し、第２吸入空気モデルＡ４については第１吸入空気モデルＡ３との相違点についてのみ説明する。なお、これらのモデルＭ２〜Ｍ５、Ｍ20〜Ｍ50における計算は、実際には、ＣＰＵ７１が所定時間（プログラム実行間隔時間Δｔ（例えば、８msec））の経過毎に各モデルに対応するプログラムを実行することにより達成される。

（スロットルモデルＭ２）
スロットルモデルＭ２は、スロットル弁４３を通過した空気流量（スロットル弁通過空気流量）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(9)式及び下記(10)式に基づいて推定するモデルである。下記(9)式及び下記(10)式において、Ct（θt）はスロットル弁開度θt（＝TA）に応じて変化する流量係数、At（θt）はスロットル弁開度θt（＝TA）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）、νはスロットル弁４３を通過する空気の流速、ρmは大気密度、Paはスロットル弁上流の空気圧力（即ち、大気圧）、Pmはスロットル弁下流の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、吸気温度、大気温度）、Rは気体定数、及びκは比熱比である。なお、本例では、空気を酸素原子と窒素原子の２原子にて構成された２原子分子として扱うことにより、比熱比κを1.4（一定値）と仮定する。

mt＝Ct(θt)・At(θt)・ν・ρm＝Ct(θt)・At(θt)・｛Pa/(R・Ta)^1/2｝・Φ（Pm/Pa） ・・・(9)

上記(10)式において、値(1/(κ+1))≒0.4167は吸気管圧力Pmが流体力学における臨界圧力(critical
pressure)になっているときに対応している。上記(10)式から理解できるように、吸気管圧力Pmが前記臨界圧力よりも大きいとき（即ち、値(Pm/Pa)＞0.4167のとき）、同吸気管圧力Pmの増加に応じて値Φ（Pm/Pa）（従って、スロットル弁通過空気流量mt）は減少する。他方、吸気管圧力Pmが前記臨界圧力以下のとき（即ち、値(Pm/Pa)≦0.4167のとき）、値Φ（Pm/Pa）（従って、スロットル弁通過空気流量mt）は吸気管圧力Pmに係わらず一定値となる。

次に、スロットルモデルＭ２におけるスロットル通過空気流量mtの求め方を述べると、上記(9)式においてCt(θt)・At(θt)・｛Pa/(R・Ta)^1/2｝をk1とおき、mtsを吸気弁閉弁時のスロットル弁通過空気流量とするとき上記(9)式は下記(11)式に書き換えられる。

mts＝k1・Φ（Pm/Pa） ・・・(11)

また、上記(11)式において、内燃機関１０が定常状態にある場合（スロットル弁開一定のまま推移して吸気弁閉弁に至る場合）のスロットル通過空気流量をmtsTA、及びそのときの吸気管圧力をPmTAとすると、下記(12)式が得られるので、(11)式及び(12)式から係数k1を消去して下記(13)式を得ることができる。

mtsTA＝k1・Φ（PmTA/Pa） ・・・(12)

mts＝｛mtsTA／Φ（PmTA/Pa）｝・Φ（Pm/Pa） ・・・(13)

上記(13)式の右辺における値mtsTAは、スロットル弁開度TAが一定である定常運転状態での吸入空気流量（スロットル通過空気流量）に関する値であり、このような定常運転状態にあってはスロットル通過空気流量mtと筒内吸入空気流量mcとは等しくなる。そこで、スロットルモデルＭ２は、後述する吸気弁モデルＭ３で用いる経験則により得られた式（下記(14)式）を用いて現時点からプログラム実行間隔時間Δｔだけ前の時点の筒内吸入空気流量mcを求め、これを値mtsTAとする。なお、この値mtsTA（＝筒内吸入空気流量mc）を求める際の各パラメータ（エンジン回転速度NE、及び吸気弁開閉タイミングVT）は、総べて現時点での実際の値を用いる。

また、スロットルモデルＭ２は、スロットル弁開度TA、エンジン回転速度NE、及び吸気弁の開閉タイミングVTと、吸気管圧力Pmとの関係を規定するテーブルMAPPMをＲＯＭ７２内に記憶していて、現時点からプログラム実行間隔時間Δｔ前に検出された実際のスロットル弁開度（実スロットル弁開度）TAact(k-1)、現時点からプログラム実行間隔時間Δｔ前の実際のエンジン回転速度NE、及び現時点からプログラム実行間隔時間Δｔ前の実際の吸気弁の開閉タイミングVTと、前記テーブルMAPPMとに基づいて上記(13)式の右辺における吸気管圧力PmTA（＝MAPPM(TAact(k-1),NE,VT)）を求める。

更に、スロットルモデルＭ２は、値Pm/Paと値Φ(Pm/Pa)との関係を規定するテーブルMAPΦを記憶していて、前記吸気管圧力PmTAをスロットル弁上流圧力Paで除した値（PmTA/Pa）と、前記テーブルMAPΦとから、上記(13)式の右辺における値Φ(PmTA/Pa)（＝MAPΦ(PmTA/Pa)）を求める。同様にして、スロットルモデルＭ２は、後述する吸気管モデルＭ４が既に求めている前回の吸気管圧力Pm(k-1)をスロットル弁上流圧力Paで除した値（Pm(k-1)/Pa）と、前記テーブルMAPΦとから、上記(13)式の右辺における値Φ(Pm/Pa)（＝MAPΦ(Pm(k-1)/Pa)）を求める。以上により、上記(13)式の右辺の各因数が求められるので、これらを掛け合わせることにより、スロットル通過空気流量mts(＝mt(k-1)）が求められる。

（吸気弁モデルＭ３）
吸気弁モデルＭ３は、吸気管圧力Pm、吸気管内温度Tm、及び吸気温度Ta等から筒内吸入空気流量mcを推定するモデルである。吸気弁閉弁時の気筒内圧力は吸気弁３２の上流の圧力、即ち吸気弁閉弁時の吸気管圧力Pmとみなすことができるので、筒内吸入空気流量mcは吸気弁閉弁時の吸気管圧力Pmに比例する。そこで、吸気弁モデルＭ３は筒内吸入空気流量mcを、経験則に基づく下記(14)式にしたがって求める。

mc＝（THA/Tm）・（c・Pm−d） ・・・(14)

上記(14)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量に対応する量である。吸気弁モデルＭ３は、エンジン回転速度NE、及び吸気弁の開閉タイミングVT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MAPC、及びMAPDをＲＯＭ７２内に格納していて、現時点からプログラム実行間隔時間Δｔ前の実際のエンジン回転速度NEと、現時点からプログラム実行間隔時間Δｔ前の実際の吸気弁の開閉タイミングVTと、前記格納しているテーブルとから比例係数c（＝MAPC(NE,VT)）、及び既燃ガス量d（＝MAPD(NE,VT)）を求める。また、吸気弁モデルＭ３は、演算時点（現時点）にて、後述する吸気管モデルＭ４により既に推定されている直前（最新）の吸気弁閉弁時の吸気管圧力Pm(＝Pm(k-1))と直前の吸気管内空気温度Tm(＝Tm(k-1))とを上記(14)式に適用し、吸気弁閉弁時の筒内吸入空気流量mc（＝mc(k-1)）を推定する。

（吸気管モデルＭ４）
吸気管モデルＭ４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(15)式及び下記(16)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、筒内吸入空気流量）から、吸気管圧力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(15)式、及び下記(16)式において、Vmはスロットル弁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) ・・・(15)

dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ta−mc・Tm) ・・・(16)

吸気管モデルＭ４は、上記(15)式、及び上記(16)式の右辺におけるスロットル通過空気流量mt（＝mt(k-1)）をスロットルモデルＭ２から取得し、筒内吸入空気流量mc（＝mc(k-1)）を吸気弁モデルＭ３から取得する。そして、(15)式及び(16)式に基づく計算を行って最新の吸気管圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気管内空気温度Tm(＝Tm(k))を推定する。

ここで、上記吸気管モデルＭ４を記述した(15)式及び(16)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(17)式が得られる。

dM／dt＝mt−mc ・・・(17)

また、状態方程式は下記(18)式となるから、上記(17)式と下記(18)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(15)式が得られる。

Pm・Vm＝M・R・Tm ・・・(18)

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(19)式が得られる。なお、Cpは定圧比熱であり、Cvは定容比熱である。

d(M・Cv・Tm)／dt＝Cp・mt・Ta−Cp・mc・Tm ・・・(19)

この(19)式を、「κ＝Cp／Cv」なる関係と、上記(18)式（Pm・Vm＝M・R・Tm）とを用いて変形することにより、上記(16)式が得られる。

実際には、吸気管モデルＭ４は、上記(15)式、及び上記(16)式をプログラム実行間隔時間Δｔをもって離散化した下記(20)式、及び下記(21)式に従って、最新の吸気管圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気管内空気温度Tm(＝Tm(k))を推定する。

（吸気弁モデルＭ５）
吸気弁モデルＭ５は、上記吸気弁モデルＭ３と同様のモデルを含んでいて、ここでは吸気管モデルＭ４が算出した最新の吸気管圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気管内空気温度Tm(＝Tm(k))と、現時点のエンジン回転速度NEと、現時点の吸気弁の開閉タイミングVTと、前記マップMAPCと、前記マップMAPDと、上記経験則に基づく上記(14)式（mc＝（THA/Tm）・（c・Pm−d）とを用いて最新の筒内吸入空気流量mc（＝mc(k)）を求める。そして、吸気弁モデルＭ５は、前記求めた筒内吸入空気流量mcに、エンジン回転速度NEから算出される吸気行程に要する時間（吸気弁３２が開弁してから閉弁するまでの時間）Tintを乗じることにより吸入空気量KLactを求める。なお、吸気弁モデルＭ５は、このような演算をプログラム実行間隔時間Δｔ毎に、気筒毎に行うとともに、気筒別に各気筒の吸気弁閉弁時直後において求められた吸入空気量KLactを、同各気筒の実際の吸入空気量（実吸入空気量）KLactとして噴射量決定手段Ａ６に出力する。

以上、説明したように、第１吸入空気モデルＡ３は、燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルにおける今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時直後にて同気筒の今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の吸入空気量である実吸入空気量KLactを、運転状態量取得手段Ａ２であるスロットルポジションセンサ６２により取得された実際の運転状態量、即ち実スロットル弁開度TAactとモデルＭ２〜Ｍ５からなる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とに基づいて算出する。

次に、第２吸入空気モデル（第２空気モデル）Ａ４について説明する。第２吸入空気モデルＡ４は、内燃機関の吸気系における空気の挙動をモデル化した第１吸入空気モデルの空気モデルと同様なモデルであって、スロットルモデルＭ20、吸気弁モデルＭ30、吸気管モデルＭ40、及び吸気弁モデルＭ50を備えている。この第２吸入空気モデルＡ４は、燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルにおける今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の吸入空気量KLfwdを予測するため、第１吸入空気モデルＡ３が実スロットル弁開度TAactを入力するのに対し、上述した電子制御スロットル弁モデルＭ１により推定される予測スロットル弁開度TAestを入力する点で、同第１吸入空気モデルＡ３と異なる。

（スロットルモデルＭ20）
スロットルモデルＭ20は、上記(13)式に基づき、将来の（所定時間、例えば遅延時間TDだけ後の）時点におけるスロットル通過空気流量mtを予測する。この場合においても、上記(13)式の右辺のmtsTAは、筒内吸入空気流量mcと等しいと考えられるので、後述する吸気弁モデルＭ30で用いる上記(14)式により同値mtsTAを求める。なお、値mtsTAを求める際の各パラメータ（エンジン回転速度NE、及び吸気弁開閉タイミングVT）は、便宜上、現時点での値とする。

また、スロットルモデルＭ20は、ポート噴射開始時期直前（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ＲＡＭ７２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、この予測スロットル弁開度TAest(k-1)、現時点からプログラム実行間隔時間Δｔだけ前の実際のエンジン回転速度NE、及び現時点からプログラム実行間隔時間Δｔ前の実際の吸気弁の開閉タイミングVTと、前記テーブルMAPPMとに基づいて上記(13)式の右辺における吸気管圧力PmTA（＝MAPPM(TAest(k-1),NE,VT)）を求める。

更に、スロットルモデルＭ20は、前記吸気管圧力PmTAをスロットル弁上流圧力Paで除した値（PmTA/Pa）と、前記テーブルMAPΦとから、上記(13)式の右辺における値Φ(PmTA/Pa)（＝MAPΦ(PmTA/Pa)）を求める。同様にして、スロットルモデルＭ20は、後述する吸気管モデルＭ40が既に求めている前回の吸気管圧力Pm(k-1)をスロットル弁上流圧力Paで除した値（Pm(k-1)/Pa）と、前記テーブルMAPΦとから、上記(13)式の右辺における値Φ(Pm/Pa)（＝MAPΦ(Pm(k-1)/Pa)）を求める。以上により、上記(13)式の右辺の各因数が求められるので、これらを掛け合わせることにより、予測スロットル通過空気流量mts(＝mt(k-1)）が求められる。

（吸気弁モデルＭ30）
吸気弁モデルＭ30は、筒内吸入空気流量mcを上記経験則に基づく(14)式に従って求める。具体的には、比例係数cを実際のエンジン回転速度NEと、実際の吸気弁の開閉タイミングVTと、MAPC(NE,VT)とから求め、既燃ガス量dを、実際のエンジン回転速度NEと、実際の吸気弁の開閉タイミングVTと、MAPD(NE,VT)とから求める。また、吸気弁モデルＭ30は、演算時点にて、後述する吸気管モデルＭ40により既に推定されている最新の吸気管圧力Pm(＝Pm(k-1))と最新の吸気管内空気温度Tm(＝Tm(k-1))とを上記(14)式に適用し、筒内吸入空気流量mc（＝mc(k-1)）を推定する。

（吸気管モデルＭ40）
吸気管モデルＭ40は、上記(20)式及び上記(21)式、スロットルモデルＭ20により求められたスロットル通過空気流量mt、実際のスロットル通過空気温度（即ち、吸気温度Ta）、及び吸気弁モデルＭ30により求められた吸気管から流出する空気流量mc（即ち、筒内吸入空気流量）から、吸気管圧力Pm、及び吸気管内空気温度Tmを求める。

（吸気弁モデルＭ50）
吸気弁モデルＭ50は、入力するパラメータが異なる点を除き、上記吸気弁モデルＭ30と同様のモデルであり、吸気管モデルＭ40が算出した最新の吸気管圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気管内空気温度Tm(＝Tm(k))と、上記経験則に基づく(14)式（mc＝(THA/Tm)・(c・Pm−d)）を用いて筒内吸入空気流量mc（＝mc(k)）を求める。そして、吸気弁モデルＭ50は、前記求めた筒内吸入空気流量mcに、エンジン回転速度NEから算出される吸気行程に要する時間（吸気弁３２が開弁してから閉弁するまでの時間）Tintを乗じることにより予測吸入空気量KLfwdを求める。吸気弁モデルＭ50は、このような演算をプログラム実行間隔時間Δｔ毎に、各気筒毎に行うとともに、気筒別に各気筒のポート噴射開始時期直前（BTDC９０°CA）において求められている最新の予測吸入空気量KLfwdを、同各気筒の予測吸入空気量KLfwdとして噴射量決定手段Ａ６に出力する。

このように、第２空気モデルＡ４は、予測吸入空気量KLfwdをプログラム実行間隔時間Δｔの経過毎に更新するが、ポート噴射開始時期直前（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予測スロットル弁開度TAestに基づいて予測吸入空気量KLfwdを計算すること、及びポート噴射開始時期直前の時点での予測吸入空気量KLfwdに基づいて上記予測必要総燃料量Fcfwdが計算されることから、同第２空気モデル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に基づいて、吸入空気量を実質的に予測する予測吸入空気量算出手段を構成していることになる。

即ち、第２吸入空気モデルＡ４は、燃料噴射気筒の今回の燃焼サイクルにおける今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点（本例においては、ポート噴射開始時期直前（BTDC９０°CA））にて同気筒の今回の吸気行程での吸気弁閉弁時の吸入空気量である予測吸入空気量KLfwdを、運転状態量予測手段である電子制御スロットル弁モデルＭ１により予測された現時点よりも先の時点における運転状態量、即ち、今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時近傍の時点の予測スロットル弁開度TAestとモデルＭ20〜Ｍ50とに基づいて算出するのである。以上、図２及び図３に示した各モデル、及び各手段により、ポート噴射量fip、及び筒内噴射量ficが計算される。

次に、電気制御装置７０の実際の作動について、図１０、及び図１１に示したフローチャートを参照しながら説明する。

（ポート噴射量の決定、ポート噴射）
ＣＰＵ７１は、図１０にフローチャートにより示したルーチンをプログラム実行間隔時間Δｔの経過毎に、気筒毎に実行することにより、上記予測必要総燃料量算出手段Ａ６１と、確定前総燃料噴射量算出手段（燃料挙動逆モデル）Ａ６２と、ポート噴射量決定手段Ａ６３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１０００から処理を開始し、ステップ１００５に進んで任意の気筒（燃料噴射気筒）のクランク角度がBTDC９０°ＣＡになったか否かを判定し、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１０９５に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。

いま、燃料噴射気筒のクランク角度がBTDC９０°ＣＡになったものとすると、ＣＰＵ７１はステップ１００５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１０１０に進み、第２吸入空気モデルＡ４により別途求められている同燃料噴射気筒についての予測吸入空気量KLfwdの最新値を取得し、同予測吸入空気量KLfwdを目標空燃比設定手段Ａ５により求められた目標空燃比AbyFrefで除する（KLfwd／AbyFref）ことにより、予測吸入空気量KLfwdに基づく予測必要総燃料量Fcfwdを求める。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１０１５に進み、上記取得した予測吸入空気量KLfwd、現時点でのエンジン回転速度NE、現時点での吸気弁の開閉タイミングVT、現時点での冷却水温THWと、これらを引数として高沸点成分の付着率Rp、低沸点成分の付着率Rv、高沸点成分の残留率Pp、及び低沸点成分の残留率Pvをそれぞれ求めるためのテーブルMapRp，MapRv，MapPp，MapPvと、に基づいて、予測吸入空気量KLfwdに基づく高沸点成分の付着率Rpfwd、低沸点成分の付着率Rvfwd、高沸点成分の残留率Ppfwd、及び低沸点成分の残留率Pvfwdをそれぞれ求める。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１０２０に進んで、先のステップ１０１０にて求めた予測必要総燃料量Fcfwdと、上記求めたRpfwd，Rvfwd，Ppfwd，及びPvfwdと、高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)、及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)と、上記(5)式とに基づいて、燃料挙動逆モデルを利用して確定前総燃料噴射量fibを算出する。高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)、及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)としては、後述するルーチンのステップ１１４５にて更新されている最新値fwp(k)，fwv(k)をそれぞれ使用する。

続いて、ＣＰＵ７１はステップ１０２５に進み、上記算出した確定前総燃料噴射量fibと、上記(6)式とに基づいてポート噴射量fipを求め、続くステップ１０３０（ポート噴射指示手段）にて、同求めたポート噴射量fipの燃料を噴射する指示を燃料噴射気筒のポート噴射弁３９Ｐに対して行った後、ステップ１０９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。この結果、燃料噴射気筒の吸気ポート３１にポート噴射量fipの燃料が直ちに（即ち、BTDC９０°ＣＡの直後）に噴射される。このようにして、任意の気筒（燃料噴射気筒）のクランク角度がBTDC９０°ＣＡになる毎に、その直後において同気筒に対してポート噴射が実行されていく。

（筒内噴射量の決定、筒内噴射）
また、ＣＰＵ７１は、図１１にフローチャートにより示したルーチンをプログラム実行間隔時間Δｔの経過毎に、気筒毎に実行することにより、上記実必要総燃料量算出手段Ａ６４と、実筒内流入燃料量算出手段（燃料挙動順モデル）Ａ６５と、筒内噴射量決定手段Ａ６６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に進んで任意の気筒（燃料噴射気筒）の吸気弁閉弁時（吸気弁３２が開状態から閉状態に移行する時点）が到来したか否かを判定し、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１１９５に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。

いま、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁時が到来した直後であるものとすると、ＣＰＵ７１はステップ１１０５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１０１０に進み、第１吸入空気モデルＡ３により同吸気弁閉弁時の直後において求められた同燃料噴射気筒についての実吸入空気量KLactを取得し、同実吸入空気量KLactを目標空燃比設定手段Ａ５により求められた目標空燃比AbyFrefで除する（KLact／AbyFref）ことにより、実吸入空気量KLactに基づく実必要総燃料量Fcactを求める。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１１１５に進み、上記取得した実吸入空気量KLact、現時点でのエンジン回転速度NE、現時点での吸気弁の開閉タイミングVT、現時点での冷却水温THWと、先のステップ１０１５にて使用したものと同じテーブルMapRp，MapRv，MapPp，MapPvと、に基づいて、実吸入空気量KLactに基づく高沸点成分の付着率Rpact、低沸点成分の付着率Rvact、高沸点成分の残留率Ppact、及び低沸点成分の残留率Pvactをそれぞれ求める。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１１２０に進んで、先のステップ１０２５にて求めた同一の気筒（燃料噴射気筒）についての今回の吸気行程に対するポート噴射量fipと、上記求めたRpact，Rvact，Ppact，及びPvactと、高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)、及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)と、上記(7)式とに基づいて、燃料挙動順モデルを利用して実筒内流入燃料量Fcestを算出する。高沸点成分の燃料付着量fwp(k-1)、及び低沸点成分の燃料付着量fwv(k-1)としては、先のステップ１０１５と同様、本ルーチンの後述するステップ１１４５にて更新されている最新値fwp(k)，fwv(k)をそれぞれ使用する。

続いて、ＣＰＵ７１はステップ１１２５に進み、上記算出した実筒内流入燃料量Fcestと、先のステップ１１１０にて求めた実必要総燃料量Fcactと、上記(8)式とに基づいて筒内噴射量ficを求め、続くステップ１１３０にて同求めた筒内噴射量ficが予め決定されている所定の下限値（定数）lowerlimitよりも小さいか否かを判定し、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１１４０に直ちに進む。なお、下限値lowerlimitは、ＣＰＵ７１からの噴射指示に応じて筒内噴射弁３９Ｃから正確に噴射され得る燃料量の下限値である。

一方、ステップ１１３０の判定において「Ｙｅｓ」と判定する場合（fic ＜
lowerlimitの場合）、ＣＰＵ７１はステップ１１３５に進んで、筒内噴射量ficを「０」に設定した後、ステップ１１４０に進む。これにより、ＣＰＵ７１からの噴射指示に応じた燃料量（筒内噴射量fic）と異なる不適切な量の燃料が筒内噴射弁３９Ｃから筒内噴射されることが防止される。

ステップ１１４０（筒内噴射指示手段）に進むと、ＣＰＵ７１は、上記求めた筒内噴射量ficの燃料を噴射する指示を燃料噴射気筒の筒内噴射弁３９Ｃに対して行い、続くステップ１１４５にて先のステップ１１１５にて求めた高沸点成分の付着率Rpact、低沸点成分の付着率Rvact、高沸点成分の残留率Ppact、及び低沸点成分の残留率Pvactと、上記(2)式、及び(3)式に相当する式とに基づいて、高沸点成分の燃料付着量fwpと低沸点成分の燃料付着量fwvを更新した後、ステップ１１９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

この結果、燃料噴射気筒内に筒内噴射量ficの燃料が直ちに（即ち、吸気弁閉弁時の直後）直接に噴射される。このようにして、任意の気筒（燃料噴射気筒）の吸気弁閉弁時が到来する毎に、その直後において同気筒に対して筒内噴射が実行されていくとともに、燃料付着量fwp，fwvが更新されていく。

以上、説明したように、本発明による内燃機関の燃料噴射量制御装置の上記実施形態は、筒内噴射弁３９Ｃとポート噴射弁３９Ｐの２つの燃料噴射弁を気筒毎に備えたデュアルインジェクションシステムを備えた内燃機関に適用される。上記実施形態によれば、吸気弁閉弁時より前の時点で、吸気弁閉弁時の予測スロットル弁開度TAestから得られる予測吸入空気量KLfwdに基づいてポート噴射量fipが決定され同ポート噴射量fipの燃料がポート噴射される。そして、吸気弁閉弁時直後にて、吸気弁閉弁時の実際のスロットル弁開度TAactから得られる実吸入空気量KLactに基づいて実必要総燃料量Fcactが正確に算出されるとともに同実必要総燃料量Fcactに対する上記ポート噴射により実際に筒内に流入した実筒内流入燃料量Fcestの不足分が筒内噴射量ficとして筒内噴射される。

これにより、今回の（一つの）燃焼サイクルにおける燃焼のために噴射された燃料の総量（ポート噴射量fipと筒内噴射量ficの和）が実必要総燃料量Fcactと等しくなり、この結果、実必要総燃料量Fcactと等しい量の燃料が今回の燃焼サイクルにおける燃焼に供されることになって、空燃比が目標空燃比と一致し得る。即ち、ポート噴射により実際に筒内に流入した燃料量の実必要総燃料量Fcactに対する不足分が筒内噴射により同一の燃焼サイクル中に直ちに補償されていく。この結果、過渡運転時であっても空燃比を安定した値（目標空燃比）に維持することができる。

また、上記実施形態によれば、実筒内流入燃料量Fcestは、実際に噴射されたポート噴射量fip、並びに、実吸入空気量KLactに基づく高沸点成分の付着率Rpact，低沸点成分の付着率Rvact，高沸点成分の残留率Ppact，及び低沸点成分の残留率Pvactを利用した燃料挙動モデル（の順モデル）を使用して得られる値であるから、予測吸入空気量KLfwdの予測誤差、及び燃料付着量（具体的には、吸気系における燃料の挙動を表す残留率、及び付着率）の予測誤差の影響を受けることなく、正確に算出され得る。従って、実必要総燃料量Fcactに対する実筒内流入燃料量Fcestの不足分（従って、筒内噴射量fic）もより正確に計算され得、この結果、空燃比を目標空燃比により一層近づけることができる。

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、ポート噴射による吸気通路構成部材への燃料付着を考慮するにあたり、燃料挙動モデルを、吸気通路構成部材に付着する低沸点成分についてのモデルと、吸気通路構成部材に付着する高沸点成分についてのモデルの２つのモデルで構築しているが、吸気ポートに付着する燃料の挙動と吸気弁に付着する燃料の挙動とが大きく相違することに着目して、燃料挙動モデルを、吸気ポートに付着する燃料についてのモデルと、吸気弁に付着する燃料についてのモデルの２つのモデルで構築してもよい。また、燃料挙動モデルを、吸気通路構成部材に付着する燃料についての１つのモデルで構築してもよい。

また、上記実施形態においては、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁直後において、実必要総燃料量Fcactを算出した後に実筒内流入燃料量Fcestを算出するように構成されているが（ステップ１１１０〜１１２０を参照）、燃料噴射気筒の吸気弁閉弁直後において、実筒内流入燃料量Fcestを算出した後に実必要総燃料量Fcactを算出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、ポート噴射による吸気通路構成部材への燃料付着を考慮しているが、同燃料付着を考慮しなくてもよい。即ち、確定前総燃料噴射量fibを予測必要総燃料量Fcfwdと等しい値に設定するとともに、実筒内流入燃料量Fcestをポート噴射量fipと等しい値に設定してもよい。

このように燃料付着を考慮しない場合、上記実施形態と同様にポート噴射量fipを確定前総燃料噴射量fibに定数α（０＜α＜１）を乗じた値に設定すると、実筒内流入燃料量Fcestが予測必要総燃料量Fcfwdに定数αを乗じた値と等しくなる。従って、実必要総燃料量Fcactに対する実筒内流入燃料量Fcestの不足分（即ち、筒内噴射量fic）は、下記(22)式に従って、吸入空気量の予測誤差(KLact−KLfwd)に基づいて簡易に決定され得る。

fic ＝ Fcact−Fcfwd・α ＝ (Fcact−Fcfwd)＋Fcfwd・(1−α)
＝ (KLact−KLfwd)/AbyFref＋Fcfwd・(1−α) ・・・(22)

この場合、上述したように、定数αを十分に小さい値に設定すれば、値「Fcfwd・(1−α)」（ポート噴射量不足分）が十分に大きくなるから、予測吸入空気量KLfwdが実吸入空気量KLactよりも大きくなっても（即ち、予測必要総燃料量Fcfwdが実必要総燃料量Fcactよりも大きくなっても）筒内噴射量ficを正の値に算出することができ、この結果、空燃比が目標空燃比AbyFrefよりも不可避的にリッチとなる事態の発生を防止することができる。

また、このように燃料付着を考慮しない場合においてポート噴射量fipを確定前総燃料噴射量fibと等しい値に設定してもよい。これによると、実筒内流入燃料量Fcestが予測必要総燃料量Fcfwdと等しくなる。従って、実必要総燃料量Fcactに対する実筒内流入燃料量Fcestの不足分（即ち、筒内噴射量fic）は、下記(23)式に従って、吸入空気量の予測誤差(KLact−KLfwd)に基づいてより一層簡易に決定され得る。

fic ＝ Fcact−Fcfwd ＝ (KLact−KLfwd)/AbyFref ・・・(23)

なお、この場合、予測吸入空気量KLfwdが実吸入空気量KLactよりも大きくなると、筒内噴射量ficが負の値に算出される。このような場合、筒内噴射を行わない（筒内噴射量fic＝０とする）ことが好ましい。これにより、空燃比の目標空燃比からのリッチ方向への偏移量を極力小さくすることができる。

また、上記実施形態において燃料付着量を一切考慮しないものについて、ポート噴射量fip（fip＝Fcfwd，or fip＝Fcfwd・α）の燃料をポート噴射弁３９Ｐから噴射することに代えて同ポート噴射量fipと等しい量の燃料を筒内噴射弁３９Ｃから噴射するように構成してもよい。

即ち、今回の燃焼サイクルにおける吸気弁閉弁時前に第１筒内噴射量fic1（第１回目の筒内噴射量）の燃料を筒内噴射弁３９Ｃから噴射し、同吸気弁閉弁後の同一燃焼サイクル中において第２筒内噴射量fic2（第２回目の筒内噴射量）の燃料を再び同一の筒内噴射弁３９Ｃから同一の気筒に対して噴射するように構成してもよい。この場合、同一燃焼サイクル中において２回の筒内噴射が実行されることになる。

これによれば、第１回目の筒内噴射による第１筒内噴射量fic1の実必要総燃料量Fcactに対する不足分が第２回目の筒内噴射により同一の燃焼サイクル中に直ちに補償されていく。従って、これによっても、上記実施形態と同様、過渡運転時であっても空燃比を安定した値（目標空燃比）に維持することができる。更には、デュアルインジェクションシステムを備えた内燃機関のみならず、筒内噴射弁３９Ｃのみを備えポート噴射弁３９Ｐを備えない内燃機関にも適用できる。

また、今回の燃焼サイクルに対する筒内噴射弁３９Ｃによる１回の筒内噴射により、実必要総燃料量Fcactと等しい量の燃料を噴射するように構成してもよい。この場合、実必要総燃料量Fcactの算出に必要な吸気弁閉弁時の実吸入空気量KLactを算出する必要があることから、係る１回の筒内噴射の終了時期は当然に吸気弁閉弁時以降（であって、且つ点火プラグによる点火前）に設定されることになる。一方、係る１回の筒内噴射の開始時期は吸気弁閉弁時前であっても吸気弁閉弁時後であってもよい。

これによれば、今回の燃焼サイクルに対する１回の筒内噴射により実必要総燃料量Fcactと等しい量の燃料が噴射され、同実必要総燃料量Fcactと等しい量の燃料が今回の燃焼サイクルにおける燃焼に供されることになる。この結果、これによっても、上記実施形態と同様、過渡運転時であっても空燃比を安定した値（目標空燃比）に維持することができる。

本発明による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２に示した噴射量決定手段の詳細を示した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図である。 暫定目標スロットル弁開度、目標スロットル弁開度、及び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。 予測スロットル弁開度を算出する際に用いる関数を示したグラフである。 ポート噴射弁から噴射された燃料が吸気通路構成部材に付着する様子を概念的に示した図である。 吸気管内の圧力と、燃料中の高沸点成分及び低沸点成分の吸気通路構成部材へのそれぞれの燃料付着量と、の関係を示した図である。 ポート噴射弁から噴射された燃料量（ポート噴射量）と、燃料中の高沸点成分及び低沸点成分のそれぞれの吸気通路構成部材への燃料付着量と、燃料中の高沸点成分及び低沸点成分のそれぞれの筒内に流入する燃料量（筒内流入燃料量）との関係を説明するための図である。 図１に示したＣＰＵが実行するポート噴射量の決定、及びポート噴射の実行の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が実行する筒内噴射量の決定、及び筒内噴射の実行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、３９Ｃ…筒内噴射弁、３９Ｐ…ポート噴射弁、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 (7)

1. 指示に応じて吸気弁よりも上流の吸気通路に燃料を噴射するポート噴射手段と、指示に応じて燃焼室内に燃料を噴射する筒内噴射手段とを備えた内燃機関に適用される内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、
   現時点より先の時点における前記内燃機関の運転状態量を予測する運転状態量予測手段と、
   現時点より前の時点における前記内燃機関の実際の運転状態量を取得する運転状態量取得手段と、
   今回の燃焼サイクルにおける今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の筒内吸入空気量である予測吸入空気量を前記運転状態量予測手段により予測された運転状態量に基づいて算出する予測吸入空気量算出手段と、
   前記予測吸入空気量算出手段による前記予測吸入空気量の算出後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同予測吸入空気量に基づいて前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために噴射されるべき燃料の総量である確定前総燃料噴射量を算出する確定前総燃料噴射量算出手段と、
   前記確定前総燃料噴射量算出手段による前記確定前総燃料噴射量の算出後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同確定前総燃料噴射量に基づいて前記ポート噴射手段により噴射される燃料の量であるポート噴射量を決定するポート噴射量決定手段と、
   前記ポート噴射量決定手段による前記ポート噴射量の決定後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて前記ポート噴射手段に対し前記決定されたポート噴射量の燃料を噴射するように指示を与えるポート噴射指示手段と、
   前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より後の時点であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の筒内吸入空気量である実吸入空気量を前記運転状態量取得手段により取得された実際の運転状態量に基づいて算出する実吸入空気量算出手段と、
   前記実吸入空気量算出手段による前記実吸入空気量の算出後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて、同実吸入空気量に基づいて得られる前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために実際に必要とされる燃料の総量に対する、前記ポート噴射手段により前記今回の吸気行程に対して実際に噴射された燃料量である前記ポート噴射量に基づいて得られる同今回の吸気行程において実際に前記燃焼室内に流入した燃料量の不足分を算出し、前記筒内噴射手段により噴射される燃料の量である筒内噴射量を同不足分と等しい値に決定する筒内噴射量決定手段と、
   前記筒内噴射量決定手段による前記筒内噴射量の決定後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて前記筒内噴射手段に対し前記決定された筒内噴射量の燃料を噴射するように指示を与える筒内噴射指示手段と、
   を備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置。
2. 請求項１に記載の内燃機関の燃料噴射量制御装置において、
   前記ポート噴射量決定手段は、前記ポート噴射量を前記確定前総燃料噴射量と等しい値に決定するように構成された内燃機関の燃料噴射量制御装置。
3. 請求項１に記載の内燃機関の燃料噴射量制御装置において、
   前記ポート噴射量決定手段は、前記ポート噴射量を、前記確定前総燃料噴射量に基づいて同確定前総燃料噴射量よりも小さい値に決定するように構成された内燃機関の燃料噴射量制御装置。
4. 請求項１乃至請求項３の何れか一項に記載の内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、
   任意の吸気行程に対し前記ポート噴射手段により実際に噴射されたポート噴射量と、同任意の吸気行程の一回前の吸気行程後であって同任意の吸気行程前における実際の燃料付着量である実燃料付着量と、前記内燃機関の吸気系への燃料付着挙動を表す燃料挙動モデルとに基づいて、同任意の吸気行程後であって同任意の吸気行程の次の吸気行程前における実燃料付着量を算出する実燃料付着量算出手段を更に備え、
   前記確定前総燃料噴射量算出手段は、
   前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の予測吸入空気量に基づいて前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために必要とされる燃料の総量である予測必要総燃料量を算出する予測必要総燃料量算出手段を備え、且つ、
   前記燃料挙動モデルの逆モデルに基づいて、前記ポート噴射手段により前記今回の吸気行程に対して前記確定前総燃料噴射量の燃料が噴射されると仮定した場合において、同噴射された確定前総燃料噴射量のうち同今回の吸気行程において前記燃焼室内に流入する燃料量と前記実燃料付着量算出手段により算出された前回の吸気行程後であって同今回の吸気行程前における実燃料付着量の燃料のうち同今回の吸気行程において同燃焼室内に流入する燃料量との和が前記算出された予測必要総燃料量と等しくなるように同確定前総燃料噴射量を算出するように構成され、
   前記筒内噴射量決定手段は、
   前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実吸入空気量に基づいて前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために実際に必要とされる燃料の総量である実必要総燃料量を算出する実必要総燃料量算出手段と、
   前記燃料挙動モデルの順モデルに基づいて、前記ポート噴射手段により前記今回の吸気行程に対して実際に噴射されたポート噴射量の燃料のうち同今回の吸気行程において実際に前記燃焼室内に流入した燃料量と前記実燃料付着量算出手段により算出された前記前回の吸気行程後であって同今回の吸気行程前における実燃料付着量の燃料のうち同今回の吸気行程において実際に同燃焼室内に流入した燃料量とから、同今回の吸気行程において実際に同燃焼室内に流入した燃料量である実筒内流入燃料量を算出する実筒内流入燃料量算出手段とを備え、且つ、
   前記算出された実必要総燃料量から前記算出された実筒内流入燃料量を減じた値を前記不足分として算出し、前記筒内噴射量を同不足分と等しい値に決定するように構成された内燃機関の燃料噴射量制御装置。
5. 請求項４に記載の内燃機関の燃料噴射量制御装置において、
   前記確定前総燃料噴射量算出手段は、
   前記燃料挙動モデルの逆モデルにて使用する付着率と残留率を前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の予測吸入空気量に基づいて決定し、同決定した付着率と残留率を使用した同燃料挙動モデルの逆モデルに基づいて前記確定前総燃料噴射量を算出するように構成され、
   前記実筒内流入燃料量算出手段は、
   前記燃料挙動モデルの順モデルにて使用する付着率と残留率を前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実吸入空気量に基づいて決定し、同決定した付着率と残留率を使用した同燃料挙動モデルの順モデルに基づいて前記実筒内流入燃料量を算出するように構成された内燃機関の燃料噴射量制御装置。
6. 指示に応じて燃焼室内に燃料を噴射する筒内噴射手段を備えた内燃機関に適用される内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、
   現時点より先の時点における前記内燃機関の運転状態量を予測する運転状態量予測手段と、
   現時点より前の時点における前記内燃機関の実際の運転状態量を取得する運転状態量取得手段と、
   今回の燃焼サイクルにおける今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の筒内吸入空気量である予測吸入空気量を前記運転状態量予測手段により予測された運転状態量に基づいて算出する予測吸入空気量算出手段と、
   前記予測吸入空気量算出手段による前記予測吸入空気量の算出後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同予測吸入空気量に基づいて前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために噴射されるべき燃料の総量である確定前総燃料噴射量を算出する確定前総燃料噴射量算出手段と、
   前記確定前総燃料噴射量算出手段による前記確定前総燃料噴射量の算出後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて同確定前総燃料噴射量に基づいて前記筒内噴射手段により噴射される燃料の量である第１筒内噴射量を決定する第１筒内噴射量決定手段と、
   前記第１筒内噴射量決定手段による前記第１筒内噴射量の決定後であって前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の時点にて前記筒内噴射手段に対し前記決定された第１筒内噴射量の燃料を噴射するように指示を与える第１筒内噴射指示手段と、
   前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より後の時点であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の筒内吸入空気量である実吸入空気量を前記運転状態量取得手段により取得された実際の運転状態量に基づいて算出する実吸入空気量算出手段と、
   前記実吸入空気量算出手段による前記実吸入空気量の算出後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて、同実吸入空気量に基づいて得られる前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために実際に必要とされる燃料の総量に対する、前記筒内噴射手段により前記今回の吸気行程に対して実際に噴射された燃料量である前記第１筒内噴射量に基づいて得られる同今回の吸気行程において実際に前記燃焼室内に流入した燃料量の不足分を算出し、前記筒内噴射手段により噴射される燃料の量である第２筒内噴射量を同不足分と等しい値に決定する第２筒内噴射量決定手段と、
   前記第２筒内噴射量決定手段による前記第２筒内噴射量の決定後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて前記筒内噴射手段に対し前記決定された第２筒内噴射量の燃料を噴射するように指示を与える第２筒内噴射指示手段と、
   を備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置。
7. 指示に応じて燃焼室内に燃料を噴射する筒内噴射手段を備えた内燃機関に適用される内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、
   現時点より前の時点における前記内燃機関の実際の運転状態量を取得する運転状態量取得手段と、
   今回の燃焼サイクルにおける今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より後の時点であって同今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて同今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の実際の筒内吸入空気量である実吸入空気量を前記運転状態量取得手段により取得された実際の運転状態量に基づいて算出する実吸入空気量算出手段と、
   前記実吸入空気量算出手段による前記実吸入空気量の算出後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点にて同実吸入空気量に基づいて同今回の燃焼サイクルにおける燃焼のために実際に必要とされる燃料の総量である実必要総燃料量を算出するとともに、前記筒内噴射手段により噴射される燃料の量である筒内噴射量を同実必要総燃料量と等しい値に決定する筒内噴射量決定手段と、
   前記筒内噴射手段に対して、前記今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前、或いは後の所定の時点にて燃料の噴射を開始する指示を与えるとともに、前記筒内噴射量決定手段による前記筒内噴射量の決定後であって前記今回の燃焼サイクルにおける燃焼の開始時点より前の時点であって同所定の時点から同筒内噴射手段による同筒内噴射量の燃料の噴射に要する期間が経過した時点で燃料の噴射を終了する指示を与える筒内噴射指示手段と、
   を備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置。

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