JP2007077970A - 内燃機関の筒内吸入新気量推定装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 既燃ガスの排気系からの逆流による排気ガス圧力の低下を考慮して、バルブオーバーラップ期間が長い場合であっても、筒内吸入新気量を精度良く推定すること。
【解決手段】 この装置では、シリンダモデルM5は、吸気弁モデルM4により算出される吸気弁通過ガス流量miと排気弁モデルM6により算出される排気弁通過ガス流量meから筒内ガス圧力Pcを算出する。排気弁モデルM6は、上記筒内ガス圧力Pcと排気ガス圧力Peから排気弁通過ガス流量meを算出する。吸気弁モデルM4は、上記筒内ガス圧力Pcと吸気管モデルM3により算出される吸気管内空気圧力Pmから吸気弁通過ガス流量miを算出する。この吸気弁通過ガス流量miを積算して筒内吸入新気量Maを推定する。排気ガス圧力Peは、吸気弁と排気弁の開閉状態を表すパラメータを用いて得られるバルブオーバーラップ期間中の排気通路からシリンダ内への既燃ガスの逆流による排気ガス圧力Peの低下分を考慮して与えられる。
【選択図】 図２

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）等を推定する内燃機関の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したり、点火時期を適切に制御するためには、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Ma」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って燃焼ガス（既燃ガス）を含まない。通常、この筒内吸入新気量Ma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Ma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Ma（に応じた値）を精度良く推定する種々の試みがなされている（例えば、特許文献１参照。）。
特開２００４−３３９９５８号公報

上記文献では、質量保存則及びエネルギー保存則に基づいてシリンダ（シリンダ内のガス）に関するモデル（シリンダモデル）が構築され、このモデルを用いて筒内吸入新気量Maを推定する技術が記載されている。

より具体的に述べると、上記シリンダモデルは、下記(1)式及び下記(2)式を基本として構築されている。

(1)式は質量保存則に基づく式である。(1)式は「新気及び既燃ガスからなるシリンダ内のガスの量である筒内ガス量Mcの時間的変化量（dMc/dt)」は、「吸気弁の周囲を通過してシリンダ内に吸入されるガス（以下、「吸気弁通過ガス」と称呼する。）の流量である吸気弁通過ガス流量mi」と「排気弁の周囲を通過してシリンダ内に吸入されるガス（以下、「排気弁通過ガス」と称呼する。）の流量である排気弁通過ガス流量me」との和に等しいことを表している。なお、この場合、吸気弁通過ガス流量mi及び排気弁通過ガス流量meの何れも、シリンダ内にガスが流れ込む場合に正の値となるように規定されている。

(2)式は、エネルギー保存則に基づく式である。(2)式は「シリンダ内のガスのエネルギー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シリンダ内のガスに与えられるエネルギーEi'」、「排気弁通過ガスにより単位時間あたりにシリンダ内のガスに与えられるエネルギーEe'」及び「シリンダ壁面からシリンダ内のガスに単位時間あたりに与えられる熱量（以下、「伝達熱流量」と称呼する。）Qw'」の和から「シリンダ内のガスが単位時間あたりにピストンに対して行う仕事W'」を減じた値に等しいことを表している。

一方、吸気弁通過ガスにより単位時間あたりにシリンダ内のガスに与えられるエネルギーEi'は、下記(3)式に示したように、吸気弁通過ガス流量mi及び吸気弁通過ガス温度（吸気ガス温度）Tiに比例する。ここで、Cpiは吸気弁通過ガスの定圧比熱である。また、排気弁通過ガスにより単位時間あたりにシリンダ内のガスに与えられるエネルギーEe'は、下記(4)式に示したように、排気弁通過ガス流量me及び排気弁通過ガス温度（排気ガス温度）Teに比例する。ここで、Cpeは排気弁通過ガスの定圧比熱である。

Ei'＝mi・Cpi・Ti …(3)

Ee'＝me・Cpe・Te …(4)

そこで、シリンダモデルは、(3)式及び(4)式の関係を(2)式に適用した式をエネルギー保存則に基づく式とし、その式と(1)式とを連立させることにより、シリンダ内のガス（以下、「筒内ガス」と称呼する。）の圧力（以下、「筒内ガス圧力Pc」と称呼する。）と筒内ガスの温度（以下、「筒内ガス温度Tc」と称呼する。）とを求めるようになっている。そして、このように求められた筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcは、下記(5)式乃至下記(8)式に適用され、これにより吸気弁通過ガス流量mi及び排気弁通過ガス流量meが更新される。なお、(5)式乃至(8)式は、絞り部を通過する流体の流量を求める一般的な式に基づく式である。Piは吸気弁上流ガス圧力であり、Peは排気ガス圧力である。また、Ri，Re，Rcはガス定数であり、Cdi，Cdeは流量係数であり、Ai，Aeは流路断面積である。

(5)式又は(6)式により更新された吸気弁通過ガス流量mi及び(7)式又は(8)式により更新された排気弁通過ガス流量meは、上記(1)乃至(4)式に適用され、新たな筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcが求められる。その新たな筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcは、再び上記(5)式乃至(8)式に適用され、更に新たな吸気弁通過ガス流量mi及び排気弁通過ガス流量meが求められる。

このように、吸気弁通過ガス流量mi、排気弁通過ガス流量me、筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcは順次更新されて行く。また、更新された吸気弁通過ガス流量miは、吸気弁開弁時から吸気弁閉弁時まで積算され、これにより筒内吸入新気量Maが推定される。更新された排気弁通過ガス流量meは、吸気弁開弁時から排気弁閉弁時まで積算され、これにより筒内に残留する既燃ガス量（以下、「筒内残留ガス量」と称呼する。）Meが推定される。

一般に、内燃機関の吸気弁と排気弁は同時に開弁されている状態をとるときがある。即ち、図１８の（Ａ）における曲線LIN及び曲線LEXにより吸気弁及び排気弁のリフト量をそれぞれ示したように、吸気弁はクランク角が吸気上死点(TDC)前の所定クランク角θ０（時刻ｔ０）となったときに開弁する。排気弁はこの時刻ｔ０において依然として開弁していて、その後、クランク角が吸気上死点(TDC)後の所定クランク角θ２（時刻ｔ２）となったときに閉弁する。この吸気弁と排気弁とが共に開弁している期間（時刻ｔ０〜ｔ２）は、バルブオーバーラップ期間(VOL)と称呼される。

かかるバルブオーバーラップ期間の初期は、排気行程の後半であるから、燃焼室（シリンダ）の容積は減少している。従って、吸気弁上流ガス圧力Piは筒内ガス圧力Pc（及び排気ガス圧力Pe）より小さいので、シリンダ内の既燃ガスが吸気弁の周囲を介して（或いは、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。この場合、吸気弁通過ガス流量miは(6)式により計算されて負の値となるから、図１８の（Ｂ）に実線にて示したように、吸気弁通過ガス流量miの積算値は時刻ｔ０から減少して負の値となる。

その後、クランク角が吸気上死点(TDC)後の所定のクランク角θ１となると、排気弁は実質的に閉弁する（時刻ｔ１）。この時点は吸気行程の初期であり、燃焼室（シリンダ）の容積は増大しているから、吸気弁上流ガス圧力Piは筒内ガス圧力Pcより大きくなる。従って、吸気通路に吹き返された既燃ガスは、吸気弁の周囲を介してシリンダ内に再度吸入され始める。この場合、吸気弁通過ガス流量miは(5)式により計算されて正の値となるから、図１８の（Ｂ）に実線にて示したように、吸気弁通過ガス流量miの積算値は時刻ｔ１から増大し始める。そして、時刻ｔ３にて、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、新気がシリンダ内に吸入され始める。吸気弁通過ガス流量miの積算値は、時刻ｔ３にて「０」となり、時刻ｔ３以降は新気がシリンダ内に吸入されるから、最終的には筒内吸入新気量Maを表す値となる。

ところで、上述した既燃ガスの吸気通路への吹き返しが発生すると、筒内ガス圧力Pcが低下して排気ガス圧力Peよりも小さくなり、この結果、排気系に排出された既燃ガスが排気弁の周囲を介してシリンダ内に逆流する。以下、この現象を「既燃ガスの排気系からの逆流」と称呼する。既燃ガスの排気系からの逆流が発生すると、排気ガス圧力は低下する。この排気ガス圧力の低下の程度は、バルブオーバーラップ期間が長いほど大きくなる。

他方、上記文献では、既燃ガスの排気系からの逆流による排気ガス圧力の低下を考慮することなく、管路の圧力損失を求める一般式から排気ガス圧力が算出されている。即ち、既燃ガスの排気系からの逆流が発生しているときに使用される排気弁通過ガス流量meを求めるための(7)式において、排気ガス圧力Peが実際の排気ガス圧力よりも高い圧力に設定されている。従って、計算される排気弁通過ガス流量meの値（正の値）が実際の排気弁通過ガス流量の値よりも大きくなる。

これにより、(1)乃至(4)式で計算される筒内ガス圧力Pcが実際の筒内ガス圧力よりも大きくなる。従って、既燃ガスの吸気通路への吹き返しが発生しているときに使用される吸気弁通過ガス流量miを求めるための(6)式において、筒内ガス圧力Pcが実際の筒内ガス圧力よりも高い圧力に設定される。よって、計算される吸気弁通過ガス流量miの値（負の値）が実際の吸気弁通過ガス流量の値よりも小さくなる（絶対値が大きくなる）。換言すれば、計算される吸気通路へ吹き返される既燃ガスの総量（吸気弁通過ガス流量miの積算値の最小値（負の値）の絶対値）が実際の値よりも大きくなる。

この結果、図１８の（Ｂ）において、破線により示したように、計算上の新気の吸入開始時刻ｔ４（吸気弁通過ガス流量miの積算値が「０」に復帰する時点）が実際の新気の吸入開始時刻ｔ３よりも遅い時刻となり、それ故に筒内吸入新気量Maが実際の筒内吸入新気量と異なってしまうという傾向がある。この傾向は、バルブオーバーラップ期間が長いほど顕著となる。

本発明は、上記問題に対処するためになされたものであり、その目的は、既燃ガスの排気系からの逆流による排気ガス圧力の低下を考慮して、バルブオーバーラップ期間が長い場合であっても、筒内吸入新気量を精度良く推定することができる内燃機関の筒内吸入新気量推定装置を提供することにある。

本発明による内燃機関の筒内吸入新気量推定装置は、筒内ガス圧力を算出する筒内ガス圧力算出手段と、吸気ガス圧力を取得する吸気ガス圧力取得手段と、排気ガス圧力を算出する排気ガス圧力算出手段と、吸気弁通過ガス流量を算出する吸気弁通過ガス流量算出手段と、排気弁通過ガス流量を算出する排気弁通過ガス流量算出手段と、前記算出された吸気弁通過ガス流量に基づいて筒内吸入新気量を推定する筒内吸入新気量推定手段とを備える。

前記筒内ガス圧力算出手段は、少なくとも前記算出された吸気弁通過ガス流量と、前記算出された排気弁通過ガス流量とに基づいて前記筒内ガス圧力を算出する。前記筒内ガス圧力算出手段は、例えば、エネルギー保存則、及び質量保存則に基づいて前記筒内ガス圧力を算出するように構成されることが好適である。

前記吸気弁通過ガス流量算出手段は、少なくとも前記取得された吸気ガス圧力と、前記算出された筒内ガス圧力とに基づいて前記吸気弁通過ガス流量を算出する。前記吸気弁通過ガス流量算出手段は、例えば、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ガス流量を算出する式に基づいて前記吸気弁通過ガス流量を算出するように構成されることが好適である。

前記排気弁通過ガス流量算出手段は、少なくとも前記算出された排気ガス圧力と、前記算出された筒内ガス圧力とに基づいて前記排気弁通過ガス流量を算出する。前記排気弁通過ガス流量算出手段は、例えば、前記排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ガス流量を算出する式に基づいて前記排気弁通過ガス流量を算出するように構成されることが好適である。

本発明による内燃機関の筒内吸入新気量推定装置の特徴は、前記排気ガス圧力算出手段が、バルブオーバーラップ期間中に発生する前記排気通路から前記シリンダ内への既燃ガスの逆流による前記排気ガス圧力の低下を考慮して同排気ガス圧力を算出するように構成されたことにある。

これによれば、バルブオーバーラップ期間中において、排気ガス圧力が精度良く算出され得るから、排気ガス圧力に基づいて算出される排気弁通過ガス流量が精度良く算出され得る。従って、排気弁通過ガス流量に基づいて算出される筒内ガス圧力が精度良く算出され得るから、筒内ガス圧力に基づいて算出される吸気弁通過ガス流量が精度良く算出され得る。よって、吸気弁通過ガス流量に基づいて算出される筒内吸入新気量も精度良く推定され得る。これにより、バルブオーバーラップ期間が長い場合であっても、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、前記排気ガス圧力算出手段は、前記吸気弁と前記排気弁の開閉状態を表すパラメータを含む前記内燃機関の運転状態を表すパラメータに基づいて前記排気ガス圧力を算出するように構成されることが好適である。ここにおいて、前記吸気弁と前記排気弁の開閉状態を表すパラメータとは、例えば、内燃機関の運転速度、吸気弁の開閉タイミング（吸気弁の進角量）、排気弁の開閉タイミング（排気弁の進角量）、吸気弁のリフト量（最大リフト量）等である。

上述した「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度は、既燃ガスの排気系からの逆流の程度が大きいほど大きくなる。既燃ガスの排気系からの逆流の程度は、既燃ガスの吸気通路への吹き返しの程度が大きいほど大きくなる。他方、既燃ガスの排気系からの逆流の程度は排気弁の開閉状態に大きく依存し、既燃ガスの吸気通路への吹き返しの程度は吸気弁の開閉状態に大きく依存する。

以上のことから、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度は、吸気弁と排気弁の開閉状態に大きく依存する。上記構成は係る知見に基づくものである。これによれば、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度を精度良く見積もることができるから、バルブオーバーラップ期間中における排気ガス圧力を精度良く算出することができる。

この場合、前記排気ガス圧力算出手段は、前記バルブオーバーラップ期間に亘る前記吸気弁の周囲に形成されるガス通路の通路面積の時間積分値（以下、「開口面積積算値」と称呼する。）に相当する値に基づい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算出し、前記既燃ガス吹き返し量に基づいて前記排気ガス圧力を算出するように構成されてもよい。

上述のように、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度は、既燃ガスの吸気通路への吹き返しの程度が大きいほど大きくなる。換言すれば、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度は、既燃ガス吹き返し量そのものにも大きく依存する。他方、既燃ガス吹き返し量は、上述した吸気弁と排気弁の開閉状態を表すパラメータに基づいて算出され得る開口面積積算値を利用して（例えば、バルブオーバーラップ期間の開始時点等にて）簡易に推定（予測）することができる（詳細は、後述する。）。

上記構成は係る知見に基づくものである。これによっても、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度を精度良く見積もることができるから、バルブオーバーラップ期間中における排気ガス圧力を精度良く算出することができる。

また、上記本発明による筒内吸入新気量推定装置においては、前記排気ガス圧力算出手段は、前記排気通路内に所定の容積を有する仮想領域を設定し、前記容積に流入・流出するガスの流量が前記排気弁通過ガス流量算出手段により算出される前記排気弁通過ガス流量と等しいとの仮定のもと、前記排気弁通過ガス流量に基づいて得られる前記容積内のガスの質量変化から同容積内のガスの圧力変化を算出し、前記算出された容積内のガスの圧力変化を考慮して前記排気ガス圧力を算出するように構成されてもよい。

これによれば、仮想領域の所定の容積内のガスの圧力変化を「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下（変化）と等しいと仮定することで、簡易な計算にて「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度を精度良く見積もることができる。この結果、バルブオーバーラップ期間中における排気ガス圧力を精度良く算出することができる。

また、前記排気ガス圧力算出手段は、前記排気弁通過ガス流量算出手段により算出される前記排気弁通過ガス流量の変化から前記排気ガス圧力の変化分を算出し、前記算出された排気ガス圧力の変化分を考慮して前記排気ガス圧力を算出するように構成されてもよい。

実際の排気ガス圧力の変動は、排気通路を流れるガスの慣性に大きく依存すると考えられる。従って、排気ガス圧力の変動は、排気通路を流れるガスの流速の変化、従って、排気弁通過ガス流量の変化に大きく依存する。以上のことから、上記構成によっても、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下の程度を精度良く見積もることができるから、バルブオーバーラップ期間中における排気ガス圧力を精度良く算出することができる。

上記本発明による筒内吸入新気量推定装置においては、前記吸気弁通過ガス流量算出手段は、前記吸気通路から前記シリンダ内にガスが吸入されているときに前記吸気弁通過ガス流量を正及び負の何れか一方の符号付きガス流量として、前記シリンダ内から前記吸気通路にガスが吹き返されているときに前記吸気弁通過ガス流量を正及び負の何れか他方の符号付きガス流量として、所定時間の経過毎に算出するように構成され、前記筒内吸入新気量推定手段は、前記算出された吸気弁通過ガス流量の前記吸気弁の開弁時からの積算値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ることが好適である。

一般の内燃機関においては、吸気弁は排気行程の後半であって排気弁が閉弁する前に開弁する。このとき、吸気ガス圧力は筒内ガス圧力よりも小さいから、上述した既燃ガスの吸気通路への吹き返しが発生する。この場合、吸気弁通過ガス流量算出手段は、吸気弁通過ガス流量を正及び負の何れか一方の符号を有する値として算出する。

その後、吸気行程に進んで排気弁が実質的に閉弁するタイミングになると、吸気ガス圧力は筒内ガス圧力より大きくなる。従って、吸気通路内に吹き返された既燃ガスは吸気弁の周囲を介して再びシリンダ内に吸入される。この場合、吸気弁通過ガス流量算出手段は、吸気弁通過ガス流量を正及び負の何れか他方の符号を有する値として算出する。

従って、吸気弁通過ガス流量が精度良く算出されていれば、吸気弁が開弁されてからの吸気弁通過ガス流量の積算値は、吸気通路内に吹き返された既燃ガスの総べてがシリンダ内に吸入された時点で吸気弁が開弁されたときの積算の初期値に復帰する。

即ち、説明の便宜上、吸気弁通過ガス流量算出手段は、ガスがシリンダ内から吸気通路に逆流している場合に負の符号を有する吸気弁通過ガス流量、ガスが吸気通路からシリンダ内に流入している順流の場合に正の符号を有する吸気弁通過ガス流量を算出すると仮定し、且つ、吸気弁通過ガス流量の積算開始時（吸気弁が開弁したとき）における初期値を０と仮定すると、吸気弁通過ガス流量の積算値は吸気弁の開弁時から負の値となって減少する。そして、吸気弁通過ガス流量の積算値は、それまでに吸気通路に吹き返された既燃ガスが再びシリンダ内に吸入されはじめたときに増大を開始するとともに、吸気通路に吹き返された既燃ガスの総べてがシリンダ内に吸入された時点で０に復帰する。その後、吸気弁通過ガス流量の積算値は、正の値となって増大していく。即ち、吸気弁の閉弁時点での吸気弁通過ガス流量の積算値は、筒内吸入新気量そのものを表す値となる。上記構成は、係る知見に基づくものである。これによれば、吸気弁通過ガス流量の単純な積算を行うだけで筒内吸入新気量を推定することができる。

（第１実施形態）
以下、本発明による内燃機関の筒内吸入新気量推定装置（この装置は、筒内吸入空気量推定装置、筒内吸入ガス量推定装置、筒内残留ガス量推定装置と称呼することもできる。）の第１実施形態について図面を参照しつつ説明する。この筒内吸入新気量推定装置は燃料噴射量制御装置の一部である。図１は、係る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。なお、図１は、特定気筒の断面のみを示しているが、他の気筒も同様な構成を備えている。

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及び同吸気弁３２の吸気弁リフト量（最大吸気弁リフト量）を連続的に変更し得る吸気弁制御装置３３、吸気弁制御装置３３のアクチュエータ３３ａ、燃焼室２５に連通した排気ポート３４、排気ポート３４を開閉する排気弁３５、排気弁３５を駆動するエキゾーストカムシャフトを含むとともに同エキゾーストカムシャフトの位相角を連続的に変更し得る排気弁制御装置３６、排気弁制御装置３６のアクチュエータ３６ａ、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。

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、及び吸気管４１内にあって吸気通路の開口断面積を可変とするスロットルバルブ４３を備えている。スロットルバルブ４３は、ＤＣモータからなるスロットルバルブアクチュエータ４３ａにより吸気管４１内で回転駆動されるようになっている。

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に接続された排気管５２及び排気管５２に介装された触媒コンバータ（三元触媒装置）５３を備えている。

一方、このシステムは、熱線式エアフローメータ６１、吸気温センサ６２、大気圧センサ（スロットルバルブ上流圧力センサ）６３、スロットルポジションセンサ６４、吸気側カムポジションセンサ６５、排気側カムポジションセンサ６６、吸気弁リフト量センサ６７、クランクポジションセンサ６８、水温センサ６９、空燃比センサ（Ｏ₂センサ）７０及びアクセル開度センサ７１を備えている。

エアフローメータ６１は、内燃機関１０の吸気通路内を流れる空気の流量（吸入空気流量）を実際に測定し、測定した吸入空気流量AFMを表す信号を出力するようになっている。吸気温センサ６２は、エアフローメータ６１内に備えられていて、吸入空気の温度を検出し、吸気温度Taを表す信号を出力するようになっている。大気圧センサ６３は、スロットルバルブ４３の上流の圧力（即ち、大気圧）を検出し、スロットルバルブ上流圧力Paを表す信号を出力するようになっている。スロットルポジションセンサ６４は、スロットルバルブ４３の開度（スロットルバルブ開度）を検出し、スロットルバルブ開度TAを表す信号を出力するようになっている。

吸気側カムポジションセンサ６５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（吸気弁進角量）VVTinを表す。同様に、排気側カムポジションセンサ６６は、エキゾーストカムシャフトが９０°回転する毎に一つのパルスを有する信号を発生するようになっていて、この信号は、排気弁３５の開閉タイミング（排気弁進角量）VVTexを表す。

吸気弁リフト量センサ６７は、吸気弁３２のリフト量を検出し、吸気弁３２が全閉のとき「０」の値をとる吸気弁リフト量Liを表す信号を出力するようになっている。クランクポジションセンサ（エンジン回転速度センサ）６８は、クランク軸２４が１０°回転する毎に幅狭のパルスを有するとともに同クランク軸２４が３６０°回転する毎に幅広のパルスを有する信号を出力するようになっている。この信号は、エンジン回転速度NEを表す。

水温センサ６９は、内燃機関１０の冷却水の温度を検出し、冷却水温THWを表す信号を出力するようになっている。Ｏ₂センサ７０は、触媒コンバータ５３に流入する排ガス中の酸素濃度に応じた信号（排ガスの空燃比に応じた値）を出力するようになっている。アクセル開度センサ７１は、運転者によって操作されるアクセルペダルの操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。

電気制御装置８０は、互いにバスで接続された、ＣＰＵ８１、ＲＯＭ８２、ＲＡＭ８３、バックアップＲＡＭ８４、及びインターフェース８５等からなるマイクロコンピュータである。ＲＯＭ８２は、テーブル（マップ）及び定数等を予め記憶するようになっている。ＲＡＭ８３は、ＣＰＵ８１の必要に応じてデータを一時的に格納するようになっている。バックアップＲＡＭ８４は、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ようになっている。インターフェース８５は、ＡＤコンバータを含み、前記センサ６１〜７１と接続され、ＣＰＵ８１にセンサ６１〜７１からの信号を供給するとともに、ＣＰＵ８１の指示に応じて吸気弁制御装置３３のアクチュエータ３３ａ、排気弁制御装置３６のアクチュエータ３６ａ、イグナイタ３８、インジェクタ３９、及びスロットルバルブアクチュエータ４３ａ等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による燃料噴射量の決定方法（筒内吸入新気量Maの推定方法）について説明する。

（燃料噴射量fcの決定方法・筒内吸入新気量Maの推定方法）
燃料噴射量制御装置は、吸気行程にある気筒の吸気弁３２が閉じる前に同気筒に対して燃料を噴射しなければならない。このため、燃料噴射量制御装置は、吸気弁３２が閉じた時点で（即ち、吸気弁閉弁時に）同気筒内に吸入されているであろう筒内吸入新気量Maを吸気弁３２が閉弁する前に予測し、fc＝kλ・Maなる式に基づいて燃料噴射量（基本噴射量）fcを決定する。ここで、kλは運転状態に応じて変化する設定空燃比に基づく係数である。そして、燃料噴射量制御装置は、吸気行程にある気筒のインジェクタ３９から、その気筒の吸気弁３２が閉弁するよりも前の時点で前記決定された燃料噴射量fcの燃料を噴射する。

以下、燃料噴射量制御装置について具体的に説明する。図２は、この燃料噴射量制御装置の機能ブロック図である。燃料噴射量制御装置は、電子制御スロットルモデルM1、スロットルモデルM2、吸気管モデルM3、吸気弁モデルM4、シリンダモデルM5、及び排気弁モデルM6からなるシミュレーションモデルを用いて筒内吸入新気量Maを推定するようになっている。

これらのモデルM1〜M6における計算は、ＣＰＵ８１が所定時間（プログラム実行間隔時間Δｔ）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。また、以下に述べる微分方程式、及び積分方程式は、実際には離散化されることによりその解が求められる。更に、燃料噴射量制御装置は、スロットルバルブ電子制御ロジックA1を備え、スロットルバルブアクチュエータ４３ａを介してスロットルバルブ４３の開度を制御するようになっている。以下、各モデルについて順に説明する。

（電子制御スロットルモデルM1及びスロットルバルブ電子制御ロジックA1）
電子制御スロットルモデルM1は、現時点までのアクセルペダル操作量Accpに基づいて現時点から所定時間T0先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtを推定するモデルである。

具体的に述べると、スロットルバルブ電子制御ロジックA1は、アクセルペダル操作量Accpと目標スロットルバルブ開度θrとの関係を規定する図３に示したテーブル及びアクセル開度センサ７１により検出された実際の（現時点の）アクセルペダル操作量Accpに基づいて暫定的な目標スロットルバルブ開度θr1を所定時間（例えば、２msec）の経過毎に決定する。アクセルペダル操作量Accpと目標スロットルバルブ開度θrとの関係を規定するテーブル（マップ）は、アクセルペダル操作量Accpが増大するとともに目標スロットルバルブ開度θrが増大するようにこれらの関係を規定している。

また、スロットルバルブ電子制御ロジックA1は、暫定的な目標スロットルバルブ開度θr1を所定時間T（例えば、６４msec）だけ遅延させた値、即ち、現時点より所定時間Tだけ前の時点にて決定された暫定的な目標スロットルバルブ開度θr1を、現時点での最終的な目標スロットルバルブ開度θrとして決定する。そして、スロットルバルブ電子制御ロジックA1は、実際のスロットルバルブ開度TAが現時点の目標スロットルバルブ開度θrとなるようにスロットルバルブアクチュエータ４３ａに対して駆動信号を送出する。

このように、目標スロットルバルブ開度θrは、現時点から所定時間Tだけ前の時点におけるアクセルペダル操作量Accpに応じて決定された暫定的な目標スロットルバルブ開度θr1と等しいから、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける目標スロットルバルブ開度θrは現時点から時間（T−T0）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θr1と等しい。また、現時点から時間（T−T0）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θr1は、スロットルバルブアクチュエータ４３ａの作動遅れ時間を無視すれば、時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtと等しい。

このような考えに基づき、電子制御スロットルモデルM1は、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtを推定する。即ち、現時点から時間（T−T0）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θr1を現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θtとして推定する。なお、スロットルバルブアクチュエータ４３ａの作動遅れ時間を考慮に加えて、スロットルバルブ開度θtを推定してもよい。

（スロットルモデルM2）
スロットルモデルM2は、スロットルバルブ４３を通過する空気流量（（以下、「スロットル通過空気流量」と称呼する。）mtを、スロットルバルブ４３の周囲に形成される空気通路を絞り部（オリフィス）とみなしたときに成立する同絞り部を通過する空気流量を算出する一般的な式である下記(9)式〜(11)式に基づいて推定するモデルである。

上記(9)式〜(11)式において、Ct（θt）はスロットルバルブ開度θtに応じて変化する流量係数、At（θt）はスロットルバルブ開度θtに応じて変化するスロットル開口面積（吸気管４１の開口面積）、Paはスロットルバルブ上流圧力（即ち、大気圧）、Pmはスロットルバルブ４３の下流の吸気管内空気圧力（吸気管圧力）、Taは吸気温度（大気温度）、Tmはスロットルバルブ４３の下流の吸気管内空気温度、Rは気体定数、及びκは比熱比（ここではκを一定値として扱う。）である。

(11)式は、関数Φを定義する式であり、(11)式の上段は流速が音速以下の場合、下段は流速が音速になる場合に使用される。スロットルモデルM2は、スロットルバルブ上流圧力Paが吸気管内空気圧力Pmより大きい順流の場合（Pa≧Pm）に(9)式を使用し、スロットルバルブ上流圧力Paが吸気管内空気圧力Pmより小さい逆流の場合（Pa＜Pm）に(10)式を使用する。

上記(9)式及び(10)式において、θtは電子制御スロットルモデルM1により推定された現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける推定スロットルバルブ開度である。スロットルモデルM2は、スロットルバルブ開度θtと流量係数Ct（θt）との関係を規定した図４に示すテーブル及び前記推定したスロットルバルブ開度θtを用いて流量係数Ct（θt）を求めるとともに、スロットルバルブ開度θtと開口面積At（θt）との関係を規定した図５に示すテーブル及び前記推定したスロットルバルブ開度θtとを用いて開口面積At（θt）を求める。

なお、スロットルモデルM2は、スロットルバルブ開度θtと積値Ct（θt）・At（θt）との関係を規定した図６に示すテーブル及び前記推定したスロットルバルブ開度θtを用いて積値Ct（θt）・At（θt）を一時に求めるように構成してもよい。また、スロットルモデルM2は、スロットルバルブ開度θt及び吸気管内空気圧力Pmと流量係数Ct（θt,Pm）との関係を規定したテーブルMapCt（θt,Pm）と、前記推定したスロットルバルブ開度θt及び後述する吸気管モデルM3から取得される吸気管内空気圧力Pmと、を用いて、流量係数Ct（θt）に代わる流量係数Ct（θt,Pm）を求めるように構成されていてもよい。

スロットルモデルM2は、スロットルバルブ上流圧力Pa及び吸気温度Taを大気圧センサ６３及び吸気温センサ６２からそれぞれ取得するとともに、吸気管内空気圧力Pmと吸気管内空気温度Tmとを後述する吸気管モデルM3から取得し、これらの値を用いて上記(9)式又は(10)式の計算を行い、時刻ｔにおけるスロットル通過空気流量mtを推定する。なお、吸気管モデルM3は、後述するように、スロットルモデルM2の出力であるスロットル通過空気流量mtを用いて計算を行う。従って、スロットルモデルM2が吸気管モデルM3から取得する吸気管内空気圧力Pmと吸気管内空気温度Tmは、前回の（現時点からプログラム実行間隔時間Δｔだけ前の）計算タイミングにて同吸気管モデルM3が計算していた値である。かかる計算手法は、他のモデルにおいても同様に使用される。

（吸気管モデルM3）
吸気管モデルM3は、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた下記(12)式及び下記(13)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、吸気温度）Ta及び吸気管から流出する空気流量である吸気弁通過ガス流量miから、吸気管内空気圧力（吸気ガス圧力）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(12)式及び下記(13)式において、Vmはスロットルバルブ４３から吸気弁３２までの吸気通路（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) …(12)

dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ta−mi・Tm) …(13)

吸気管モデルM3は、上記(12)式及び上記(13)式におけるスロットル通過空気流量mtをスロットルモデルM2から取得し、吸気弁通過ガス流量miを後述する吸気弁モデルM4から取得する。そして、(12)式及び(13)式に基づく計算を行って、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける吸気管内空気圧力Pm及び吸気管内空気温度Tmを求める。なお、上記吸気管モデルM3を記述した(12)式及び(13)式の導出過程については、例えば、上述した特許文献１等に詳細に記載されているから、ここではその詳細な説明を省略する。

（吸気弁モデルM4）
吸気弁モデルM4は、図７に示した吸気弁３２の周囲を通過する空気流量である吸気弁通過ガス流量miを、吸気弁３２の周囲に形成される空気通路を絞り部（オリフィス）とみなしたときに成立する同絞り部を通過する空気流量を算出する一般的な式である下記(14)式〜(16)式に基づいて推定するモデルである。

(14)式〜(16)式において、Cdi（Li）は吸気弁３２のリフト量Liに応じて変化する流量係数、Ai（Li）は同リフト量Liに応じて変化する吸気弁３２の周囲に形成される開口の面積、Tiは吸気弁３２の上流部のガス温度（吸気弁を通過するガスの温度であり、以下、「吸気弁通過ガス温度Ti」と称呼する。）、Piは吸気弁３２の上流部のガス圧力（以下、「吸気弁上流ガス圧力Pi」と称呼する。）、Tcは筒内ガス温度（シリンダ２１内のガス温度）、及びPｃは筒内ガス圧力（シリンダ２１内のガス圧力）である。

(16)式は、(11)式で説明した関数Φを定義する式であり、(16)式の上段は流速が音速以下の場合、下段は流速が音速になる場合に使用される。吸気弁モデルM4は、吸気弁上流ガス圧力Piが筒内ガス圧力Pcより大きい順流の場合に(14)式を使用し、吸気弁上流ガス圧力Piが筒内ガス圧力Pcより小さい逆流の場合に(15)式を使用する。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内からガス（既燃ガス）が吸気通路に吹き返されている場合に負の値をとるように規定されている。

吸気弁モデルM4は、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける吸気弁リフト量Li(t)を推定する。この推定は、吸気弁リフト量センサ６７が検出している現時点のリフト量Liとエンジン回転速度NEとに基づいてなされてもよく、現時点のクランク角とエンジン回転速度NEを含む運転状態に応じて予め設定されるリフト量マップとに基づいてなされてもよい。そして、吸気弁モデルM4は、吸気弁リフト量Liと積値Cdi（Li）・Ai（Li）との関係を規定した図８に示したテーブルと、前記推定した吸気弁リフト量Li(t)とに基づいて、上記(14)式及び上記(15)式にて使用する積値Cdi（Li）・Ai（Li）を求める。

吸気弁モデルM4は、後にフローチャートを参照しながら詳述するように、吸気弁上流ガス圧力Piを吸気管モデルM3から取得される吸気管内空気圧力Pmと等しい値に設定する。吸気弁モデルM4は、上記(14)式における吸気弁通過ガス温度Tiを、シリンダ２１が新気を吸入している場合には吸気管モデルM3から取得される吸気管内空気温度Tmと等しい値に設定し、シリンダ２１が吸気通路に吹き返された既燃ガスを吸入している場合には後述のように取得される吹き返しガス温度Tpと等しい値に設定する。吸気弁モデルM4は、筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcを後述するシリンダモデルM5から取得する。吸気弁モデルM4は、これらの変数を用いて上記(14)式〜(16)式に基づく計算を行うことで、時刻ｔにおける吸気弁通過ガス流量miを推定する。

<吹き返しガス温度Tp>
吸気弁モデルM4は、シリンダ２１内から吸気通路（具体的には、吸気ポート３１内）へ吹き返されたガス（以下、「吹き返しガス」と称呼する。）がシリンダ２１内に吸入されている間において吸気弁通過ガス温度Tiとして使用する温度である上記吹き返しガス温度Tpを、吹き返しガスのエネルギーと、吹き返しガスの量とに基づく下記(17)式に基づいて取得する。

上記(17)式において、tivoは吸気弁３２の開弁時（即ち、既燃ガスの吸気通路への吹き返しが開始される時点）である。Trevは吹き返しガスが再びシリンダ２１内に吸入開始される時点（即ち、既燃ガスの吸気通路への吹き返しが終了する時点）である。

(17)式の右辺の分子は、時刻trevにおける吹き返しガスのエネルギーである。これは、吸気弁通過ガスにより単位時間あたりに吹き返しガスに与えられるエネルギーが「(−mi)・Cp・Tc」で表されることに基づく。(17)式の右辺の分母は、時刻Trevにおける吹き返しガスの量である。Cpは吹き返しガス（既燃ガス）の定圧比熱であり、ここではCpを一定値として扱う。この(17)式は、「或る時刻におけるガスのエネルギーは、その時刻におけるガスの量と、そのガスの定圧比熱と、その時刻におけるガスの温度との積に等しい」という関係から導出される式である。

このように、吸気弁モデルM4は、(17)式に基づく積分計算（積算）を行って時刻trevにおける吹き返しガスの温度を求め、この温度を吹き返しガス温度Tpとして取得する。吸気弁モデルM4は、このように取得された吹き返しガス温度Tpを、上述したように、吹き返しガスがシリンダ２１内へ吸入されている期間（即ち、mi＞０、且つmiの吸気弁開弁時からの積算値＜０となる期間）において、上記(14)式における吸気弁通過ガス温度Tiとして使用する。

(シリンダモデルM5)
シリンダモデルM5は、シリンダ２１（燃焼室２５）内の空気についての質量保存則及びエネルギー保存則に基づいた下記(18)式及び下記(19)式にしたがって、筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcを求めるモデルである。図７に示したように、Vcはシリンダ２１（燃焼室２５）の容積、Tiは吸気弁通過ガス温度（吸気ガス温度）、miは吸気弁通過ガス流量、meは排気弁通過ガス流量、Teは排気ガス温度（排気弁通過ガス温度）である。

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）の比熱比であり、ここでは一定値κとして扱う。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り、ここでは一定値Rとして扱う。Qw'はシリンダ２１内のガスに同シリンダ２１（シリンダ壁面）から伝達される単位時間あたりの熱量（伝達熱流量、熱流）である。なお、シリンダモデルM5を記述した(18)式及び(19)式の導出過程については、例えば、上述した特許文献１等に詳細に記載されているから、ここではその詳細な説明を省略する。

(18)式及び(19)式における時刻ｔの吸気弁通過ガス流量miは吸気弁モデルM4により与えられ、排気弁通過ガス流量meは後述する排気弁モデルM6により与えられる。時刻ｔのシリンダ容積Vcはクランクポジションセンサ６８が検出している実際のクランク角とエンジン回転速度NEとから求めることができる。時刻ｔの吸気弁通過ガス温度Tiは前述した吸気弁モデルM4と同様に取得される。排気ガス温度Teは、総べての気筒の排気弁通過ガス流量meを積算（積分、時間積分）して得られる単位時間あたりの排気ガス量Ge（又は、総べての気筒の吸気弁通過ガス流量miを積分（時間積分）して得られる単位時間あたりの吸入ガス量Ga）、総べて気筒の燃料噴射量fcを積分（時間積分）して得られる単位時間あたりの燃料量Gf及びエンジン回転速度NEの関数（マップ値）として求められる。なお、排気ポート３４に排気ガス温度センサを設置し、この排気ガス温度センサの出力から排気ガス温度Teを求めてもよい。

伝達熱流量Qw’は比較的小さいので、この例においては無視する。シリンダモデルM5は、これらの変数を用いて上記(18)式、(19)式に基づく計算を行うことで、時刻ｔにおける筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcを求める。

（排気弁モデルM6）
排気弁モデルM6は、図７に示した排気弁３５の周囲を通過する空気流量（即ち、排気弁通過ガス流量）meを、排気弁３５の周囲に形成される空気通路を絞り部（オリフィス）とみなしたときに成立する同絞り部を通過する空気流量を算出する一般的な式である、上記(14)式、及び(15)式にそれぞれ対応する下記(20)式、及び(21)式、並びにΦの定義式である上記(16)式に基づいて推定するモデルである。

(20)式及び(21)式において、Cde（Le）は排気弁３５のリフト量Leに応じて変化する流量係数、Ae（Le）は同リフト量Leに応じて変化する排気弁３５の周囲に形成される開口の面積、Teは排気ガス温度、Pcは筒内ガス圧力及びPeは排気ガス圧力（排気弁３５の下流側のガスの圧力）である。

排気弁モデルM6は、排気ガス圧力Peが筒内ガス圧力Pcより大きい場合に(20)式を使用し、排気ガス圧力Peが筒内ガス圧力Pcより小さい場合に(21)式を使用する。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内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ように規定されている。
排気弁モデルM6は、現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける排気弁リフト量Le(t)を推定する。この推定は、現時点のクランク角とエンジン回転速度NEとに基づいて行われ得る。そして、排気弁モデルM6は、排気弁リフト量Leと積値Cde（Le）・Ae（Le）との関係を規定した図９に示したテーブルと、前記推定した排気弁リフト量Le(t)とに基づいて、上記(20)式及び上記(21)式にて使用する積値Cde（Le）・Ae（Le）を求める。

排気弁モデルM6は、排気ガス温度Teを、排気弁通過ガス流量meを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの排気ガス量Ge、総べての気筒の燃料噴射量fcを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの燃料量Gf及びエンジン回転速度NEの関数（マップ値）として求める。排気弁モデルM6は、筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度TcをシリンダモデルM5から取得するとともに、排気ガス圧力Peを後述するように取得する。排気弁モデルM7は、これらの変数を用いて上記(20)式又は上記(21)式を計算することで、時刻ｔにおける排気弁通過ガス流量meを推定する。

<排気ガス圧力Pe>
一般に、管路の圧力損失は、管路内を流れるガスの流量の２次式で近似され得ることが知られている。従って、排気ガス圧力は、総べての気筒の排気弁通過ガス流量meを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの排気ガス量Ge（又は、総べての気筒の吸気弁通過ガス流量miを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの吸入ガス量Ga）の関数（例えば、基本排気ガス圧力Pe0＝a・Ge＋b・Ge²： a，bは定数）として求めることができる。

ところで、吸気弁３２が開弁して上述した既燃ガスの吸気通路への吹き返しが開始されると、これに起因して筒内ガス圧力Pcが低下する。この結果、吸気弁３２の開弁直後から、筒内ガス圧力Pcが排気ガス圧力よりも小さくなって、排気系に排出された既燃ガスが排気弁３５の周囲を介してシリンダ２１内に逆流する（上記既燃ガスの排気系からの逆流が発生する）。既燃ガスの排気系からの逆流が発生すると、排気ガス圧力は低下する。

既燃ガスの排気系からの逆流は、排気弁３５が実質的に閉弁する時点（バルブオーバーラップ期間が終了する時点の直前）まで継続する。従って、この既燃ガスの排気系からの逆流に起因する排気ガス圧力の低下の程度は、バルブオーバーラップ期間が長いほど大きくなる。

ここで、バルブオーバーラップ期間が長い場合、即ち、既燃ガスの排気系からの逆流に起因する排気ガス圧力の低下の程度が大きい場合、排気ガス圧力は、上述した管路の圧力損失を求める２次式から得られる基本排気ガス圧力Pe0よりも小さくなることが判明した。換言すれば、バルブオーバーラップ期間が長い場合、上述した管路の圧力損失を求める２次式では排気ガス圧力を正確に近似できなくなることが判明した。従って、バルブオーバーラップ期間が長い場合をも含めて排気ガス圧力を正確に取得するためには、上述した管路の圧力損失を求める２次式から得られる基本排気ガス圧力Pe0を補正する必要がある。

他方、上述した既燃ガスの排気系からの逆流に起因する排気ガス圧力の低下の程度は、既燃ガスが排気系から逆流する量（総量）が大きいほど大きくなる。この既燃ガスが排気系から逆流する総量は、既燃ガスが吸気通路へ吹き返される量（総量）が大きいほど大きくなる。

既燃ガスが排気系から逆流する総量は、排気弁３５の排気弁進角量VVTex、及びエンジン回転速度NEに大きく依存する。加えて、既燃ガスが排気系から逆流する総量は、排気ガス圧力と、吸気管内空気圧力Pm（吸気ガス圧力）の差（Pe0−Pm。吸排気圧力差）にも大きく依存すると考えられる。既燃ガスが吸気通路へ吹き返される総量は、吸気弁３２の吸気弁進角量VVTin、最大リフト量Limax、及びエンジン回転速度NEに大きく依存する。

以上のことから、排気弁モデルM6は、圧力補正係数Kp(0＜Kp≦１)を導入し、圧力補正係数Kpを、エンジン回転速度NE、吸排気圧力差(Pe0−Pm)、吸気弁進角量VVTin、排気弁進角量VVTex、及び吸気弁３２の最大リフト量Limaxを引数とする予め実験等を通して作製されたテーブルに基づいて求める。そして、排気弁モデルM6は、上記基本排気ガス圧力Pe0に圧力補正係数Kpを乗じた値を上記(20)式における排気ガス圧力Peとして取得する。本例では、排気弁モデルM6は、吸気弁３２の開弁時点で求められる圧力補正係数Kp、及び基本排気ガス圧力Pe0の積値（一定）を、その後の吸気弁３２の開弁期間に亘って上記(20)式における排気ガス圧力Peとして使用し続ける。

本燃料噴射量制御装置は、このような一連の計算により求められる吸気弁通過ガス流量miを吸気弁３２が開弁する時刻tivoから同吸気弁３２が閉弁する時刻tivcまで時間積分することにより、一吸気行程にてシリンダ２１内に吸入される筒内吸入新気量Maを推定し、この値Maに基づいて燃料噴射量fcを決定する。なお、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miは、吸気弁３２が開弁する時刻tivoにて初期値０を与えれば、吸気通路に吹き返されたガスを総べて再吸入した時点で「０」になるので、結果として、筒内吸入新気量Maを示す値となる。以上が、筒内吸入新気量Ma及び燃料噴射量fcを決定する原理である。

（実際の作動）
次に、本発明の第１実施形態に係る燃料噴射量制御装置の実際の作動について、ＣＰＵ８１が実行するルーチン（プログラム）を示した図１０、及び図１１のフローチャート、並びに図１２のタイムチャートを参照しながら説明する。

ＣＰＵ８１は、図１０、及び図１１に示した一連のルーチンを所定時間（プログラム実行間隔時間Δｔ）の経過毎に、且つ、特定の気筒（ある気筒）に対して実行するようになっている。このルーチン上での時刻は現在より所定時間T0だけ先の時刻ｔである。即ち、例えば、このルーチンの実行により吸気弁３２が閉弁状態から開弁状態に移行したと判定された時点から所定時間T0が経過した後に実際に吸気弁３２が閉弁状態から開弁状態に移行する。なお、ＣＰＵ８１は、同様のルーチンを他の気筒に対しても独立して実行している。

所定のタイミングになると、ＣＰＵはステップ１０００から本ルーチンの処理を開始し、ステップ１００５に進んで特定の気筒の吸気弁３２が閉弁状態から開弁状態へと移行した直後であるか否かを判定する。いま、特定の気筒の吸気弁３２が閉弁状態にあるものとして説明を続けると、ＣＰＵ８１はステップ１００５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１０１０に進み、その吸気弁３２が開弁状態にあるか否かを判定する。

この場合、特定の気筒の吸気弁３２は閉弁状態にあるから、ＣＰＵ８１はステップ１０１０にて「Ｎｏ」と判定してステップ１０１５に進み、吸気弁３２が開弁状態から閉弁状態へと移行した直後であるか否かを判定する。この場合においても、吸気弁３２は閉弁状態にあるから、ＣＰＵ８１はステップ１０１５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１０９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。このような処理は、吸気弁３２が閉弁状態から開弁状態へと移行する時点まで繰り返し行われる。

その後、吸気弁３２は、クランク角が吸気上死点TDCより前の開弁クランク角θ０となると、閉弁状態から開弁状態へと移行する（図１２の時刻ｔ０を参照）。この場合、ＣＰＵ８１はステップ１００５に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１０２０に進み、吸気管モデルM3が推定している吸気管内空気圧力Pm及び吸気管内空気温度Tmを取得する。

次いで、ＣＰＵ８１はステップ１０２５にて、吸気弁上流ガス圧力Piを前記取得した吸気管内空気圧力Pmと等しい値に設定し、続くステップ１０３０にて同ステップ１０３０中に記載した式（Pe0＝a・Ge＋b・Ge²,
a,bは定数）に従って基本排気ガス圧力Pe0を取得する。ここで、Geは総べての気筒の排気弁通過ガス流量meを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの排気ガス量であり、図示しないルーチンにより別途計算されている。

次に、ＣＰＵ８１はステップ１０３５に進み、総べての気筒の吸気弁通過ガス流量miを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの吸入ガス量Ga、総べての気筒の燃料噴射量fcを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの燃料量Gf及びエンジン回転速度NEと、これらの値と排気ガス温度Teとの関係を規定したテーブルMapTeとから排気ガス温度Te（＝MapTe(Ga,Gf,NE)）を求める。

続いて、ＣＰＵ８１はステップ１０４０に進んで、上記取得した基本排気ガス圧力Pe0から上記取得された吸気管内空気圧力Pmを減じることで吸排気圧力差ΔPを求める。次いで、ＣＰＵ８１はステップ１０４５に進み、エンジン回転速度NEと、上記吸排気圧力差ΔPと、吸気弁進角量VVTinと、排気弁進角量VVTexと、吸気弁３２の最大リフト量Limaxと、これらの値と圧力補正係数Kpとの関係を規定したテーブルMapKpとから圧力補正係数Kpを求め、続くステップ１０５０にて、この圧力補正係数Kpを上記取得した基本排気ガス圧力Pe0に乗じることで排気ガス圧力Peを求める。

続いて、ＣＰＵ８１はステップ１０５５にて各値の初期設定を行う。具体的に述べると、ＣＰＵ８１は、筒内ガス圧力Pcに排気ガス圧力Peを設定するとともに、筒内ガス温度Tcに排気ガス温度Teを設定する。これは、吸気弁３２が開弁した時刻ｔ０においては排気弁３５が開弁しているから（図１２の破線LEXにて示した排気弁３５のリフト量を参照。）、筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcが排気ガス圧力Pe及び排気ガス温度Teにそれぞれ近似した値となるであろうとの知見に基づく。

更に、ＣＰＵ８１は、吸気弁通過ガス温度Tiを排気ガス温度Teと等しい値に設定する。これは、吸気弁３２と排気弁３５が共に開弁しているので、排気ポート３４内のガスがシリンダ２１を介して圧力の低い吸気ポート３１に吹き返されるため、吸気弁通過ガス温度Tiが筒内ガス温度Tc（≒排気ガス温度Te）になるからである。また、ＣＰＵ８１は、吸気弁３２が開弁したときからの吸気弁通過ガス流量miの積算値Miを初期値「０」に設定するとともに、吸気弁３２が開弁したときからの排気弁通過ガス流量meの積算値Meを初期値「０」に設定する。

次に、ＣＰＵ８１はステップ１０６０に進み、吹き返しガスのエネルギー積分値SE、及び吹き返しガスの総量SCを共に「０」に設定する。

次いで、ＣＰＵ８１は図１１のステップ１１０５に進み、吸気弁モデルM4によって吸気弁通過ガス流量miを算出する。この場合、吸気弁上流ガス圧力Pi（＝吸気管内空気圧力Pm）は筒内ガス圧力Pc（＝排気ガス圧力Pe）より小さいから、シリンダ２１内から吸気ポート３１へと既燃ガスが逆流する。即ち、(15)式が使用されて吸気弁通過ガス流量miが求められる。従って、吸気弁通過ガス流量miは負の値となる。

次に、ＣＰＵ８１はステップ１１１０に進み、その時点の吸気弁通過ガス流量miの積算値Miにプログラム実行間隔時間Δｔと吸気弁通過ガス流量miの積値（Δｔ・mi）を加えて新たな吸気弁通過ガス流量miの積算値Miを求め、続くステップ１１１５にて排気弁モデルM6によって排気弁通過ガス流量meを算出する。この場合、排気ガス圧力Peは筒内ガス圧力Pc以上であるから、排気ポート３４からシリンダ２１へとガスが流れ込む（逆流する）。即ち、(20)式が使用されて排気弁通過ガス流量meが求められる。従って、排気弁通過ガス流量meは正の値となる。このとき、(20)式における排気ガス圧力Peとしては、ステップ１０５０で取得された基本排気ガス圧力Pe0を圧力補正係数Kpで補正した値（一定）が使用されている。

次いで、ＣＰＵ８１はステップ１１２０にて吸気弁通過ガス流量miの積算値Miが初期値「０」より大きいか否か（正の値であるか否か）を判定する。この積算値Miが負の値であれば、シリンダ２１から吸気通路にガスが吹き返されている段階にあるか、又は、その吹き返されたガス（吹き返しガス）がシリンダ２１内に再吸入されている段階にあることを示す。他方、積算値Miが正の値であれば、吹き返しガスが総べてシリンダ２１内に再吸入され、新気がシリンダ２１内に吸入されている段階にあることを示す。

現時点では、吸気弁通過ガス流量miは負の値であり、従って、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miは負の値となっているから、ＣＰＵ８１はステップ１１２０にて「Ｎｏ」と判定してステップ１１２５に進み、ステップ１０２５にて吸気管内空気圧力Pmと等しい値に設定されている吸気弁上流ガス圧力Piが筒内ガス圧力Pcよりも小さいか否かを判定する。即ち、ステップ１１２５では、吸気通路からシリンダ２１内にガスが流れ込んでいるか、シリンダ２１から吸気通路にガスが吹き返されているかが判定される。

現時点は、吸気弁３２が開弁した直後であるから、吸気弁上流ガス圧力Piは筒内ガス圧力Pcよりも小さいので、ＣＰＵ８１はステップ１１２５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１１３０に進み、その時点の吹き返しガスのエネルギーの積分値SEに、前回の本ルーチン実行時から今回の本ルーチン実行時までの吹き返しガスのエネルギーに相当する値Δｔ・mi・Cp・Tcを加えて新たな吹き返しガスのエネルギーの積分値SEを得る。

次いで、ＣＰＵ８１は、ステップ１１３５にてその時点の吹き返しガスの総量SCに、前回の本ルーチン実行時から今回の本ルーチン実行時までの吹き返しガス量に相当する値Δｔ・miを加えて新たな吹き返しガスの総量SCを得る。そして、ＣＰＵ８１は、続くステップ１１４０にて同ステップ１１４０内に示した式（Tp＝SE／(Cp・SC)）にしたがって吹き返しガス温度Tpを求める。

その後、ＣＰＵ８１はステップ１１４５にてシリンダモデルM5により筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcを算出し、ステップ１１５０にてその時点の排気弁通過ガス流量meの積算値Meにプログラム実行間隔時間Δｔと排気弁通過ガス流量meの積値（Δｔ・me）を加えて新たな排気弁通過ガス流量meの積算値Meを求める。なお、排気弁通過ガス流量meの積算値Meを、以下、「筒内残留ガス量」と称呼する。

そして、ＣＰＵ８１はステップ１１５５にて吸気弁上流ガス圧力Piをその時点で吸気管モデルM3により求められている吸気管内空気圧力Pmと等しい値に設定し、続くステップ１１６０にてその時点の吸入ガス量Gaと燃料量Gfとエンジン回転速度NEとテーブルMapTeとからステップ１０３５と同様に排気ガス温度Te（＝MapTe(Ga,Gf,NE)）を求め、ステップ１０９５に進んで一連の本ルーチンを一旦終了する。

その後、プログラム実行間隔時間Δｔが経過すると、ＣＰＵ８１は再び図１０のステップ１０００から本ルーチンの処理を開始する。このとき、吸気弁３２は開弁している。従って、ＣＰＵ８１はステップ１００５にて「Ｎｏ」と判定するとともに、吸気弁３２が開弁状態にあるか否か（開弁しているか否か）を判定するステップ１０１０にて「Ｙｅｓ」と判定し、図１１のステップ１１０５〜ステップ１１２０に進む。

この時点では、吸気弁３２が開弁してから十分な時間が経過していないから、排気ポート３４からシリンダ２１へガスが依然として逆流しているとともに（Pc＜Pe）、シリンダ２１から吸気ポート３１へガスが依然として逆流している（Pi＜Pc）。従って、ステップ１１０５にて(15)式が続けて使用されて吸気弁通過ガス流量miが求められ、吸気弁通過ガス流量miは依然として負の値となる。この結果、ステップ１１１０にて更新される吸気弁通過ガス流量miの積算値Miも依然として負の値となる。

また、ステップ１１１５にて(20)式が続けて使用されて排気弁通過ガス流量meが求められる。即ち、(20)式における排気ガス圧力Peとしては、ステップ１０５０で取得された基本排気ガス圧力Pe0を圧力補正係数Kpで補正した値（一定）が使用される。

上述のように、この時点では、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miは負であり、且つ、吸気弁上流ガス圧力Piは筒内ガス圧力Pcよりも小さい。従って、ＣＰＵ８１はステップ１１２０及びステップ１１２５〜ステップ１１４０へと進み吹き返しガス温度Tpを更新し、その後、ステップ１１４５〜１１６０を実行して本ルーチンを一旦終了する。以降、以上に述べた処理が繰り返し実行される。

このように、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miが負の値であり、且つ、吸気弁上流ガス圧力Piが筒内ガス圧力Pcよりも小さいとき、吹き返しガス温度Tpが更新されて行く。なお、この場合の吸気弁通過ガス流量miは、(15)式により求められる。

加えて、筒内ガス圧力Pcが排気ガス圧力Peよりも小さいとき（即ち、排気ポート３４からシリンダ２１へガスが逆流している間、従って、シリンダ２１から吸気ポート３１へガスが逆流している間）、(20)式における排気ガス圧力Peとしては、ステップ１０５０で取得された基本排気ガス圧力Pe0を圧力補正係数Kpで補正した値（一定）が使用され続ける。この結果、排気ガス圧力Peは基本排気ガス圧力Pe0よりも実際の値により近い値となるから、排気弁通過ガス流量meが精度良く計算される。

その後、時間が経過して図１２に示した時刻ｔ１（クランク角が吸気上死点ＴＤＣよりも僅かだけ後のクランク角θ１となる時刻）になると、排気弁３５は実質的に閉弁する。また、この時点では、ピストン２２が下降して燃焼室２５の容積が増大している。この結果、吸気弁通過ガス圧力Piは筒内ガス圧力Pcよりも大きくなって、吸気ポート３１内に吹き返された既燃ガス（吹き返しガス）は吸気弁３２の周囲を介してシリンダ２１内に吸入され始める。

これにより、ＣＰＵ８１は、ステップ１１０５にて(14)式を使用して吸気弁通過ガス流量miを求めるようになる。また、ＣＰＵ８１は、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miが依然として負の値であるからステップ１１２０にて依然として「Ｎｏ」と判定する一方で、ステップ１１２５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１１６５に進み、吸気弁通過ガス温度Tiをステップ１１４０の計算により求めた吹き返しガス温度Tpと等しい値に設定する。

従って、次回の本ルーチン実行時におけるステップ１１０５において(14)式における吸気弁通過ガス温度Tiには吹き返しガス温度Tpと等しい値が使用される。この結果、吸気弁通過ガス温度Tiが実際の吸気弁通過ガス温度に極めて近い値となるから、吸気弁通過ガス流量miが精度良く計算される。また、吸気弁通過ガス流量miは正の値となるから、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miは時刻ｔ１以降において増大する。

しかしながら、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miは依然として負の値であるから、ＣＰＵ８１はステップ１１２０にて「Ｎｏ」と判定してステップ１１２５、１１６５を実行する。従って、次回の本ルーチン実行時においても(14)式における吸気弁通過ガス温度Tiは吹き返しガス温度Tpとなる。

そして、かかる状態が継続すると、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miは時刻ｔ３’にて「０」となる。本実施形態では、この時刻ｔ３’が、吹き返しガスの総べてがシリンダ２１内に吸入され、新気がシリンダ２１内に吸入され始める時点に相当する。

この時刻ｔ３’の直後に本ルーチンが実行されると、ＣＰＵ８１はステップ１１２０に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１１７０に進み、吸気弁通過ガス温度Tiを吸気管モデルM3が推定している吸気管内空気温度Tmと等しい値に設定するようになる。

これにより、ＣＰＵ８１が次回の本ルーチンの実行時にステップ１１０５に進んだとき、上記(14)式における吸気弁通過ガス温度Tiが吸気管内空気温度Tmとされて吸気弁通過ガス流量miが計算される。このように、時刻ｔ３’以降においては新気がシリンダ２１内に吸入されているはずであるから、吸気弁通過ガス温度Tiを吸気管内空気温度Tmと設定することにより吸気弁通過ガス流量miがより精度良く計算される。

その後、吸気弁３２は、クランク角が閉弁クランク角θ５となると、開弁状態から閉弁状態へと移行する（図１２の時刻ｔ５を参照。）。このとき、ＣＰＵ８１は、ステップ１００５及びステップ１０１０にて「Ｎｏ」と判定し、ステップ１０１５にて吸気弁３２が開弁状態から閉弁状態へと移行したか否かを判定する。この判定結果は「Ｙｅｓ」となるので、ＣＰＵ８１はステップ１０１５からステップ１０６５へと進み、その時点までに計算されている吸気弁３２が開弁したときからの吸気弁通過ガス流量miの積算値Miを筒内吸入新気量Maとして格納する。

そして、ＣＰＵ８１は、ステップ１０７０にて燃料噴射量fcを筒内吸入新気量Maに基づいて求め、続くステップ１０７５にて筒内吸入新気量Ma、筒内残留ガス量Me及びエンジン回転速度NEと点火時期マップMapθigとから、点火時期θig（＝Mapθig(Ma,Me,NE)）を決定し、ステップ１０９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。このように、本燃料噴射量制御装置は、筒内吸入新気量Ma及び筒内残留ガス量Meに基づいて燃料噴射量fcや点火時期θig等のエンジン制御パラメータを決定する。

以上、説明したように、第１実施形態の筒内吸入新気量推定装置は、吸気弁３２が排気行程後半において（クランク角が吸気上死点ＴＤＣより前のクランク角θ０となったとき）開弁し、その時点では排気弁３５が開弁しているバルブオーバーラップを有する内燃機関１０に適用されている。なお、排気弁３５は、吸気行程開始直後において（クランク角が吸気上死点ＴＤＣの直後のクランク角θ２となったとき）閉弁する。

また、第１実施形態の筒内吸入新気量推定装置は、内燃機関１０のシリンダ２１内の圧力である筒内ガス圧力Pcを算出する筒内ガス圧力算出手段（ステップ１１４５）と、内燃機関１０の吸気通路（吸気ポート３１及び吸気管４１）内のガスの圧力である吸気ガス圧力Pmを取得する吸気ガス圧力取得手段（ステップ１０２０）と、内燃機関１０の排気通路（排気ポート３４、エキゾーストマニホールド５１、及び排気管５２）内のガスの圧力である排気ガス圧力Peを算出する排気ガス圧力算出手段（ステップ１０３０、ステップ１０４５及びステップ１０５０）を備えている。

また、この筒内吸入新気量推定装置は、シリンダ２１と吸気通路とを連通・遮断する吸気弁３２の周囲を通過するガスの流量である吸気弁通過ガス流量miを算出する吸気弁通過ガス流量算出手段（ステップ１１７０、ステップ１１６５、ステップ１１０５及びステップ１１４５）と、シリンダ２１と排気通路とを連通・遮断する排気弁３５の周囲を通過するガスの流量である排気弁通過ガス流量meを算出する排気弁通過ガス流量算出手段（ステップ１１１５及びステップ１１４５）と、吸気弁通過ガス流量miに基づいてシリンダ２１内に吸入される新気の量である筒内吸入新気量Maを推定する筒内吸入新気量推定手段（ステップ１１１０及びステップ１０６５）を備えている。

この筒内ガス圧力算出手段は、少なくとも吸気弁通過ガス流量miと、排気弁通過ガス流量meとに基づいて筒内ガス圧力Pcを算出する（(18)式、(19)式を参照）。この吸気弁通過ガス流量算出手段は、少なくとも吸気ガス圧力Pmと、筒内ガス圧力Pcとに基づいて吸気弁通過ガス流量miを算出する（(14)式、(15)式を参照）。この排気弁通過ガス流量算出手段は、少なくとも排気ガス圧力Peと、筒内ガス圧力Pcとに基づいて排気弁通過ガス流量meを算出する（(20)式、(21)式を参照）。

このように、前記排気ガス圧力算出手段は、吸気弁３２と排気弁３５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中に発生する排気通路からシリンダ２１内への既燃ガスの逆流による排気ガス圧力の低下を考慮するために、吸気弁３２と排気弁３５の開閉状態を表すパラメータ（吸気弁進角量VVTin、吸気弁最大リフト量Limax、排気弁進角量VVTex）を含む内燃機関１０の運転状態を表すパラメータ（エンジン回転速度NE、吸排気圧力差ΔP）に基づいて圧力補正係数Kp（0＜Kp≦1）を求め、基本排気ガス圧力Pe0（ステップ１０３０を参照）に圧力補正係数Kpを乗じることで排気ガス圧力Peを算出する。

これにより、バルブオーバーラップ期間中において、排気ガス圧力Peが精度良く算出され得る。従って、排気ガス圧力Peに基づいて算出される排気弁通過ガス流量meが精度良く算出され得るから、排気弁通過ガス流量meに基づいて算出される筒内ガス圧力Pcが精度良く算出され得る。よって、筒内ガス圧力Pcに基づいて算出される吸気弁通過ガス流量miが精度良く算出され得るから、吸気弁通過ガス流量miに基づいて算出される筒内吸入新気量Maも精度良く推定され得る。これにより、バルブオーバーラップ期間が長い場合であっても、筒内吸入新気量Maを精度良く推定することができる。

また、前記吸気弁通過ガス流量算出手段は、吸気通路からシリンダ２１内にガスが吸入されているときに正及び負の何れか一方の符号付きガス流量（本例においては、正の符号を有するガス流量）を吸気弁通過ガス流量miとして所定時間Δｔの経過毎に算出するように構成されている（ステップ１１０５、(14)式）。更に、吸気弁通過ガス流量算出手段は、シリンダ２１内から吸気通路にガスが吹き返されているときに正及び負の何れか他方の符号付きガス流量（本例においては負の符号を有するガス流量）を、吸気弁通過ガス流量miとして所定時間Δｔの経過毎に算出するように構成されている（ステップ１１０５、(15)式）。

一方、前述したように、筒内吸入新気量推定手段は、算出された吸気弁通過ガス流量miを吸気弁３２の開弁時から積算して積算値Miを求める（ステップ１１１０）。吸気弁３２の開弁時において設定される積算値Miの初期値は、本例では０である。従って、吸気弁通過ガス流量miの積算値Miは、吸気通路に吹き返された既燃ガスの総べてがシリンダ２１内に吸入された時点で０に復帰するから、その後の吸気弁３２の閉弁時点での吸気弁通過ガス流量miの積算値Maは、筒内吸入新気量Maそのものを表す値となる。従って、吸気弁通過ガス流量miの単純な積算を行うだけで筒内吸入新気量Maを推定することができる。

（第２実施形態）
次に、本発明の第２実施形態に係る燃料噴射量制御装置（筒内吸入新気量推定装置）について説明する。この第２実施形態は、バルブオーバーラップ期間に亘ってシリンダ２１内から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Grevを算出し、既燃ガス吹き返し量Grevに基づいて圧力補正係数Kpを算出する点で、第１実施形態と相違している。

係る相違に基づき、第２実施形態のＣＰＵ８１は、第１実施形態のＣＰＵ８１が実行する図１０のルーチンの代わりの図１３にフローチャートにより示したルーチンと、第１実施形態のＣＰＵ８１が実行する図１１のルーチンと同じルーチンと、からなる一連のルーチンを実行する。なお、図１３に示したルーチンにおいて図１０に示したルーチンのステップと同一のステップについては、図１０のステップ番号と同一のステップ番号を付している。以下、第２実施形態に特有の図１３のルーチンについて説明する。

図１３に示したルーチンは、図１０のステップ１０４０、１０４５をステップ１３０５、１３１０、１３１５に代えた点においてのみ図１０に示したルーチンと異なる。吸気弁３２が開弁すると、ステップ１３０５では、バルブオーバーラップ期間に亘る吸気弁３２の周囲に形成されるガス通路の通路面積の時間積分値である通路面積時間積分値AOLが、エンジン回転速度NE、吸気弁進角量VVTin、排気弁進角量VVTex、及び吸気弁３２の最大リフト量Limaxと、これらの値と通路面積時間積分値AOLとの関係を規定したテーブルMapAOLとから求められる。テーブルMapAOLは、これらの値と、機関１０における吸気弁３２の周囲に形成されるガス通路の通路面積に係わる設計諸元とから容易に作製することができる。

ステップ１３１０では、上記既燃ガス吹き返し量Grevが、吸気弁３２の周囲に形成される空気通路を絞り部（オリフィス）とみなしたときに成立する同絞り部を通過する空気流量を算出する一般的な式を応用した下記(22)式、並びにΦの定義式である上記(16)式に基づいて求められる。ここで、AOL,Pe0,Te,Pmとしては、ステップ１３０５、ステップ１０３０、ステップ１０３５、ステップ１０２０にて取得された値がそれぞれ使用される。この(22)式では、筒内ガス圧力Pcは基本排気ガス圧力Pe0と等しいものとの仮定がなされている。

ステップ１３１５では、圧力補正係数Kp（0＜Kp≦1）が、上記既燃ガス吹き返し量Grevと、既燃ガス吹き返し量Grevと圧力補正係数Kpとの関係を規定したテーブルMapKpとから求められる。これは、既燃ガスの排気系からの逆流による排気ガス圧力の低下の程度は、既燃ガス吹き返し量Grevそのものに大きく依存するであろうという知見に基づく。これにより、圧力補正係数Kpは、既燃ガス吹き返し量Grevが大きいほどより小さい値となる。

このようにして求められた圧力補正係数Kpがステップ１０５０にて基本排気ガス圧力Pe0に乗じられ、この積値（一定）が、吸気弁３２が開弁している期間に亘って図１１のステップ１１１５にて使用される(20)式、(21)式の排気ガス圧力Peとして使用される。この第２実施形態では、ステップ１０３０、ステップ１３０５、ステップ１３１０、ステップ１３１５、及びステップ１０５０が排気ガス圧力算出手段に対応する。

以上、説明したように、第２実施形態の筒内吸入新気量推定装置は、第１実施形態と同様にバルブオーバーラップを有する内燃機関１０に適用されている。第２実施形態の排気ガス圧力算出手段は、吸気弁３２と排気弁３５の開閉状態を表すパラメータ（吸気弁進角量VVTin、吸気弁最大リフト量Limax、排気弁進角量VVTex）等に基づいてバルブオーバーラップ期間に亘る吸気弁３２の周囲に形成されるガス通路の通路面積の時間積分値に相当する値（通路面積時間積分値AOL）を算出し、この通路面積時間積分値AOLに基づいて既燃ガス吹き返し量Grevを求める（ステップ１３１０、(22)式を参照）。

そして、この排気ガス圧力算出手段は、既燃ガスの排気系からの逆流による排気ガス圧力の低下の程度はこの既燃ガス吹き返し量Grevそのものに大きく依存するであろうという知見に基づき、既燃ガス吹き返し量Grevに基づいて圧力補正係数Kp（0＜Kp≦1）を求め、基本排気ガス圧力Pe0（ステップ１０３０を参照）に圧力補正係数Kpを乗じることで排気ガス圧力Peを算出する。これによっても、第１実施形態と同様、バルブオーバーラップ期間中において排気ガス圧力Peが精度良く算出され得る。従って、バルブオーバーラップ期間が長い場合であっても、筒内吸入新気量Maを精度良く推定することができる。

（第３実施形態）
次に、本発明の第３実施形態に係る燃料噴射量制御装置（筒内吸入新気量推定装置）について説明する。この第３実施形態は、排気通路内に設定した仮想領域内のガスの圧力変化分を吸気弁３２の開弁期間中に亘って逐次求め、この圧力変化分により基本排気ガス圧力Pe0を逐次補正して排気ガス圧力Peを逐次算出・変更していく点で、吸気弁３２の開弁期間に亘って排気ガス圧力Peを一定とする第１、第２実施形態と相違している。

より具体的に述べると、第３実施形態では、排気弁３５近傍の排気通路（具体的には、排気ポート３４内）に容積Ｖの仮想領域が想定される。この容積Ｖから流出する（或いは、容積Ｖに流入する）ガスは排気弁３５の周囲を通過するガスのみであると仮定する。換言すれば、この容積Ｖ内に入ったガスは排気通路の下流（三元触媒装置５３側）に向けて流出しないし、三元触媒装置５３側からガスが容積Ｖ内に流入しないものと仮定する。この仮定によれば、容積Ｖから流出するガスの流量は排気弁通過ガス流量meと等しくなるから、微小時間dt間の容積Ｖ内のガスの減少量は(me・dt)となる。

他方、この容積Ｖ内のガスの圧力をガス圧力Pv、同ガスのガス定数をＲ、同ガスの量（質量）をＧvとし、同ガスの温度が上記排気ガス温度Teと等しいものとすると、容積Ｖ内のガスについての状態方程式は下記(23)式に従って表される。従って、この場合、微小時間dtの間の容積Ｖ内のガス量の減少に起因するガス圧力Pvの低下分（ガス圧力低下量Pdown）は、(23)式に基づく下記(24)式に従って表すことができる。

Pv・Ｖ＝Ｇv・Ｒ・Te ・・・(23)

Pdown＝((Ｒ・Te)／Ｖ)・(me・dt) ・・・(24)

しかしながら、実際には、容積Ｖ内のガス量Ｇvが減少すると、容積Ｖ内のガス圧力Pvは或る遅れをもって低下するものと考えられる。このガス圧力Pvの変化の遅れを上記(24)式のガス圧力低下量Pdownに反映させるためには、(24)式の右辺の「微小時間dt間の容積Ｖ内のガスの減少量(me・dt)」に積分処理を施せばよい。以上より、ガス圧力低下量Pdownは、(25)式に従って表すことができる。

第３実施形態は、(25)式に従って計算されるガス圧力低下量Pdownが「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力の低下（変化）に等しいと仮定する。第３実施形態は、既燃ガスの排気系からの逆流が発生している間、ガス圧力低下量Pdownを(25)式に従って逐次求め、上記基本排気ガス圧力Pe0（一定）からガス圧力低下量Pdownを減じることで、排気ガス圧力Peを逐次算出・変更していく。

次に、第３実施形態に係る燃料噴射量制御装置の作動について説明する。第３実施形態のＣＰＵ８１は、第１実施形態のＣＰＵ８１が実行する図１０、及び図１１のルーチンの代わりに、図１０、及び図１１にそれぞれ対応する図１４、及び図１５にフローチャートにより示した一連のルーチンを実行する。なお、図１４、及び図１５に示したルーチンにおいて前出のルーチンのステップと同一のステップについては、前出のルーチンのステップ番号と同一のステップ番号を付している。

図１４に示したルーチンは、図１３のステップ１３１０、１０５０をステップ１４０５、１４１０に代えた点、図１３のステップ１３１５を削除した点、並びに、図１３のステップ１０６０の次にステップ１４１５を追加した点においてのみ図１３に示したルーチンと異なる。図１５に示したルーチンは、図１１のステップ１１６０とステップ１０９５の間にステップ１５０５〜１５２５を追加した点においてのみ図１１に示したルーチンと異なる。以下、係る相違点を主として説明する。

第３実施形態のＣＰＵ８１は、吸気弁３２が開弁すると、ステップ１００５、１０２０〜１０３５、１３０５を実行した後、ステップ１４０５にて上記仮想領域の容積Ｖを、ステップ１３０５で求めた通路面積時間積分値AOLと、通路面積時間積分値AOLと容積Ｖとの関係を規定した関数funcＶとから求める。

これにより、容積Ｖは、通路面積時間積分値AOLが大きいほどより小さい値に設定される。これは、通路面積時間積分値AOLが大きいほど、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力Peの低下が大きくなること、並びに、上記(25)式に従って求められるガス圧力低下量Pdownは容積Ｖが小さいほどより大きい値に計算されることに基づく。即ち、これにより、通路面積時間積分値AOLが大きいほど、ガス圧力低下量Pdownがより大きい値に計算される。

次に、ＣＰＵ８１はステップ１４１０に進んで、排気ガス圧力Peを、ステップ１０３０にて算出された基本排気ガス圧力Pe0と等しい値に設定し、続くステップ１０５５、１０６０を実行した後、ステップ１４１５にて、容積Ｖ内のガスの減少量積算値SMを「０」に設定する。

次いで、ＣＰＵ８１は図１５のルーチンの処理を開始し、ステップ１１６０の処理を実行した後、ステップ１５０５に進み、排気ガス圧力Pe（現時点では、基本排気ガス圧力Pe0に等しい）がステップ１１４５で算出されている筒内ガス圧力Pcよりも大きいか否か（即ち、既燃ガスの排気系からの逆流が発生しているか否か）を判定し、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１５１０に進んでガス圧力低下量Pdownを「０」に設定し、ステップ１５１５に進む。

現時点は、吸気弁３２が開弁した直後であり、既燃ガスの吸気通路への吹き返しの開始により筒内ガス圧力Pcが低下して排気ガス圧力Peよりも低くなっている。従って、ＣＰＵ８１はステップ１５０５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１５２０に進み、その時点の容積Ｖ内のガスの減少量積算値SMに、前回の本ルーチン実行時から今回の本ルーチン実行時までの容積Ｖ内のガスの減少量に相当する値Δｔ・meを加えて新たな容積Ｖ内のガスの減少量積算値SMを取得する（更新する）。

続いて、ＣＰＵ８１はステップ１５２５に進み、ステップ１１６０にて取得した排気ガス温度Teと、ステップ１４０５にて取得した容積Ｖと、上記更新した容積Ｖ内のガスの減少量積算値SMと、上記(25)式に相当するステップ１５２５内に記載の式とに基づいてガス圧力低下量Pdownを求め、ステップ１５１５に進む。

ＣＰＵ８１はステップ１５１５に進むと、排気ガス圧力Peを、ステップ１０３０にて求めた基本排気ガス圧力Pe0から上記求めたガス圧力低下量Pdownを減じた値に設定・更新し、ステップ１０９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

その後、プログラム実行間隔時間Δｔが経過すると、ＣＰＵ８１は再び図１４のルーチンの処理を開始する。このとき、吸気弁３２は開弁している。従って、ＣＰＵ８１はステップ１００５、１０１０を経て図１５のルーチンの処理を開始する。この場合、ＣＰＵ８１はステップ１１１５に進むと、(20)式における排気ガス圧力Peとして前回の本ルーチン実行時におけるステップ１５１５にて設定・更新された値を使用して排気弁通過ガス流量meを求める。

その後、ＣＰＵ８１はステップ１５０５以降の処理を実行して排気ガス圧力Peを更新する。この時点では、吸気弁３２が開弁してから十分な時間が経過していないから、排気ポート３４からシリンダ２１へガスが依然として逆流している（Pc＜Pe）。従って、ステップ１５０５にて「Ｙｅｓ」と判定されて、ステップ１５２５にてガス圧力低下量Pdownが算出される。

このように、排気ポート３４からシリンダ２１へガスが依然として逆流している間（Pc＜Pe）（即ち、バルブオーバーラップ期間中）、プログラム実行間隔時間Δｔが経過する毎に、ステップ１５２５にて求められたガス圧力低下量Pdownを使用してステップ１５１５にて排気ガス圧力Peが逐次設定・更新されていき、このように設定・更新された排気ガス圧力Peの値が次回の本ルーチン実行時におけるステップ１１１５にて(20)式における排気ガス圧力Peとして逐次使用されていく。この第３実施形態では、ステップ１０３０、ステップ１３０５、ステップ１４０５、ステップ１５０５〜１５２５が排気ガス圧力算出手段に対応する。

以上、説明したように、第３実施形態の筒内吸入新気量推定装置は、第１実施形態と同様にバルブオーバーラップを有する内燃機関１０に適用されている。第３実施形態の排気ガス圧力算出手段は、排気通路内（排気ポート３４内）に所定の容積Ｖを有する仮想領域を設定し、容積Ｖに流入・流出するガスの流量が排気弁通過ガス流量meと等しいとの仮定のもと、排気弁通過ガス流量me（の積算値SM）に基づいて得られる容積Ｖ内のガスの質量変化から同容積Ｖ内のガスの圧力変化（ガス圧力低下量Pdown）を逐次算出し（ステップ１５２５、１５１０）、排気ガス圧力Peを、基本排気ガス圧力Pe0からガス圧力低下量Pdownを減じた値に逐次設定・更新する（ステップ１５１５）。

これによれば、吸気弁３２が開弁している期間に亘って（従って、バルブオーバーラップ期間に亘って）排気ガス圧力Peを一定とする第１、第２実施形態に比して、バルブオーバーラップ期間中において排気ガス圧力Peがより一層精度良く算出され得、この結果、バルブオーバーラップ期間が長い場合であっても、筒内吸入新気量Maをより一層精度良く推定することができる。

（第４実施形態）
次に、本発明の第４実施形態に係る燃料噴射量制御装置（筒内吸入新気量推定装置）について説明する。この第４実施形態は、排気弁通過ガス流量meの変化から排気ガス圧力Peの変化分を求め、この排気ガス圧力Peの変化分により基本排気ガス圧力Pe0を逐次補正して排気ガス圧力Peを逐次算出・変更していく点で、第３実施形態と相違している。

第４実施形態では、第３実施形態と同様、基本排気ガス圧力Pe0からガス圧力低下量Pdownを減じることで排気ガス圧力Peが求められる。第４実施形態では、このガス圧力低下量Pdownを求める際に排気通路を流れるガスの慣性が考慮される。

より具体的に述べると、実際の排気ガス圧力の変動は、排気通路を流れるガスの慣性に大きく依存すると考えられる。従って、排気ガス圧力Peの変動は、排気通路を流れるガスの流速の変化に大きく依存し、排気通路を流れるガスの流速の変化が大きいほど大きくなる。

他方、排気通路を流れるガスの流速の変化は、排気弁通過ガス流量meの変化に等しいと考えることができる。に大きく依存する。以上のことから、ガス圧力低下量Pdownは、下記(26)式に従って表すことができる。ここで、Ｃはゲインであり、これについては、後述する。

第４実施形態は、既燃ガスの排気系からの逆流が発生している間、ガス圧力低下量Pdownを(26)式に従って逐次求め、上記基本排気ガス圧力Pe0（一定）からガス圧力低下量Pdownを減じることで、排気ガス圧力Peを逐次算出・変更していく。

次に、第４実施形態に係る燃料噴射量制御装置の作動について説明する。第４実施形態のＣＰＵ８１は、第３実施形態のＣＰＵ８１が実行する図１４、及び図１５のルーチンの代わりに、図１４、及び図１５にそれぞれ対応する図１６、及び図１７にフローチャートにより示した一連のルーチンを実行する。なお、図１６、及び図１７に示したルーチンにおいて前出のルーチンのステップと同一のステップについては、前出のルーチンのステップ番号と同一のステップ番号を付している。

図１６に示したルーチンは、図１４のステップ１４０５をステップ１６０５に代えた点、及び、図１４のステップ１４１５を削除した点においてのみ図１４に示したルーチンと異なる。図１７に示したルーチンは、図１５のステップ１５２０、１５２５をステップ１７０５、１７１０に代えた点、及び図１５のステップ１５１５とステップ１０９５の間にステップ１７１５を追加した点においてのみ図１５に示したルーチンと異なる。以下、係る相違点を主として説明する。

第４実施形態のＣＰＵ８１は、吸気弁３２が開弁すると、ステップ１００５、１０２０〜１０３５、１３０５を実行した後、ステップ１６０５にて上記ゲインＣを、ステップ１３０５で求めた通路面積時間積分値AOLと、通路面積時間積分値AOLとゲインＣとの関係を規定した関数funcＣとから求める。

これにより、ゲインＣは、通路面積時間積分値AOLが大きいほどより大きい値に設定される。これは、通路面積時間積分値AOLが大きいほど、「既燃ガスの排気系からの逆流」による排気ガス圧力Peの低下が大きくなること、並びに、上記(26)式に従って求められるガス圧力低下量PdownはゲインＣが大きいほどより大きい値に計算されることに基づく。即ち、これにより、通路面積時間積分値AOLが大きいほど、ガス圧力低下量Pdownがより大きい値に計算される。

次に、ＣＰＵ８１はステップ１４１０、ステップ１０５５、１０６０を実行した後、図１７のルーチンの処理を開始し、ステップ１１６０の処理を実行した後、ステップ１５０５に進み、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１５１０に進んでガス圧力低下量Pdownを「０」に設定し、ステップ１５１５に進む。

現時点は、吸気弁３２が開弁した直後であり、既燃ガスの吸気通路への吹き返しの開始により筒内ガス圧力Pcが低下して排気ガス圧力Peよりも低くなっている。従って、ＣＰＵ８１はステップ１５０５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１７０５に進み、ステップ１１１５にて取得された排気弁通過ガス流量meと、前回の本ルーチン実行時に後述するステップ１７１５にて求められている前回の排気弁通過ガス流量mebと、ステップ１７０５内に記載の式とから、排気弁通過ガス流量の微分値Δmeを取得する。

続いて、ＣＰＵ８１はステップ１７１０に進み、上記取得した排気弁通過ガス流量の微分値Δmeと、ステップ１６０５にて取得したゲインＣと、上記(26)式に相当するステップ１７１０内に記載の式とに基づいてガス圧力低下量Pdownを求め、ステップ１５１５に進む。

ＣＰＵ８１はステップ１５１５に進むと、排気ガス圧力Peを、ステップ１０３０にて求めた基本排気ガス圧力Pe0から上記求めたガス圧力低下量Pdownを減じた値に設定・更新し、続くステップ１７１５にて前回の排気弁通過ガス流量mebの値をステップ１１１５にて今回取得された排気弁通過ガス流量meの値に設定した後、ステップ１０９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

その後、プログラム実行間隔時間Δｔが経過すると、ＣＰＵ８１は再び図１６のルーチンの処理を開始する。このとき、吸気弁３２は開弁している。従って、ＣＰＵ８１はステップ１００５、１０１０を経て図１７のルーチンの処理を開始する。この場合、ＣＰＵ８１はステップ１１１５に進むと、(20)式における排気ガス圧力Peとして前回の本ルーチン実行時におけるステップ１５１５にて設定・更新された値を使用して排気弁通過ガス流量meを求める。

その後、ＣＰＵ８１はステップ１５０５以降の処理を実行して排気ガス圧力Peを更新する。この時点では、吸気弁３２が開弁してから十分な時間が経過していないから、排気ポート３４からシリンダ２１へガスが依然として逆流している（Pc＜Pe）。従って、ステップ１５０５にて「Ｙｅｓ」と判定されて、ステップ１７１０にてガス圧力低下量Pdownが算出される。

このように、排気ポート３４からシリンダ２１へガスが依然として逆流している間（Pc＜Pe）（即ち、バルブオーバーラップ期間中）、プログラム実行間隔時間Δｔが経過する毎に、ステップ１７１０にて求められたガス圧力低下量Pdownを使用してステップ１５１５にて排気ガス圧力Peが逐次設定・更新されていき、このように設定・更新された排気ガス圧力Peの値が次回の本ルーチン実行時におけるステップ１１１５にて(20)式における排気ガス圧力Peとして逐次使用されていく。この第４実施形態では、ステップ１０３０、ステップ１３０５、ステップ１６０５、ステップ１５０５、１５１０、１５１５、１７０５、１７１０、１７１５が排気ガス圧力算出手段に対応する。

以上、説明したように、第４実施形態の筒内吸入新気量推定装置は、第１実施形態と同様にバルブオーバーラップを有する内燃機関１０に適用されている。第４実施形態の排気ガス圧力算出手段は、排気弁通過ガス流量meの変化から排気ガス圧力Peの変化分（ガス圧力低下量Pdown）を逐次算出し（ステップ１７１０、１５１０）、排気ガス圧力Peを、基本排気ガス圧力Pe0からガス圧力低下量Pdownを減じた値に逐次設定・更新する（ステップ１５１５）。

これによれば、第３実施形態と同様、吸気弁３２が開弁している期間に亘って排気ガス圧力Peを一定とする第１、第２実施形態に比して、バルブオーバーラップ期間中において排気ガス圧力Peがより一層精度良く算出され得、この結果、バルブオーバーラップ期間が長い場合であっても、筒内吸入新気量Maをより一層精度良く推定することができる。

本発明は上記各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、上記各実施形態においては、筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcをシリンダ２１内についての質量保存則、及びエネルギー保存則に基づくシリンダモデルM5により求めているが、シリンダモデルM5と異なるモデル（数式）を利用して計算により筒内ガス圧力Pc及び筒内ガス温度Tcを求めてもよい。

また、上記各実施形態においては、吸気ガス温度（吸気管内空気圧力Pm）を吸気管４１内の空気についての質量保存則、及びエネルギー保存則に基づく吸気管モデルM3により求めているが、吸気管４１内の空気圧力を直接検出する吸気圧力センサにより吸気管内空気圧力Pmを検出してもよい。

また、上記各実施形態においては、排気ガス圧力Peを算出する際に使用する基本排気ガス圧力Pe0を、総べての気筒の排気弁通過ガス流量meを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの排気ガス量Geの関数（Pe0＝a・Ge＋b・Ge²： a，bは定数）により求めているが、総べての気筒の吸気弁通過ガス流量miを積算（時間積分）して得られる単位時間あたりの吸入ガス量Gaの関数（例えば、Pe0＝c・Ga＋d・Ga²： c，dは定数）により求めてもよい。

加えて、上記第１、第２実施形態においては、吸気弁３２と排気弁３５の開閉状態を表すパラメータ（吸気弁進角量VVTin、排気弁進角量VVTex等）に基づいて圧力補正係数Kpを算出し、この圧力補正係数Kpを基本排気ガス圧力Pe0に乗じることで排気ガス圧力Peを求めているが、吸気弁３２と排気弁３５の開閉状態を表すパラメータに基づいて圧力補正値を算出し、この圧力補正値を基本排気ガス圧力Pe0に加減算することで排気ガス圧力Peを求めてもよい。

本発明の第１実施形態に係る内燃機関の筒内吸入新気量推定装置を含む燃料噴射量制御装置を火花点火式多気筒内燃機関に適用したシステムの概略構成図である。 図１に示した電気制御装置が筒内吸入新気量等を推定するために採用した各種モデルの接続関係を示した機能ブロック図である。 図１に示したＣＰＵが参照するアクセルペダル操作量と目標スロットルバルブ開度との関係を規定したテーブルを示す図である。 図１に示したＣＰＵが参照するスロットルバルブ開度と流量係数との関係を規定したテーブルを示す図である。 図１に示したＣＰＵが参照するスロットルバルブ開度と開口面積との関係を規定したテーブルを示す図である。 図１に示したＣＰＵが参照する、スロットルバルブ開度と、流量係数と開口面積の積値との関係を規定したテーブルを示す図である。 図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が参照する吸気弁リフト量と、流量係数と開口面積の積値との関係を規定したテーブルを示す図である。 図１に示したＣＰＵが参照する排気弁リフト量と、流量係数と開口面積の積値との関係を規定したテーブルを示す図である。 図１に示したＣＰＵが実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行するルーチンの後半部を示したフローチャートである。 （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）は時間経過に対する吸気弁通過ガス流量の積算値の変化を示したグラフである。 本発明の第２実施形態に係る筒内吸入新気量推定装置のＣＰＵが実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。 本発明の第３実施形態に係る筒内吸入新気量推定装置のＣＰＵが実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。 本発明の第３実施形態に係る筒内吸入新気量推定装置のＣＰＵが実行するルーチンの後半部を示したフローチャートである。 本発明の第４実施形態に係る筒内吸入新気量推定装置のＣＰＵが実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。 本発明の第４実施形態に係る筒内吸入新気量推定装置のＣＰＵが実行するルーチンの後半部を示したフローチャートである。 （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）は時間経過に対する吸気弁通過ガス流量の積算値の変化を示したグラフである。

符号の説明

１０…内燃機関、２１…シリンダ、２５…燃焼室、３１…吸気ポート、３２…吸気弁、３３…吸気弁制御装置、３４…排気ポート、３５…排気弁、３６…排気弁制御装置、３９…インジェクタ、４１…吸気管、５２…排気管、８０…電気制御装置、８１…ＣＰＵ

Claims (8)

1. 内燃機関のシリンダ内の圧力である筒内ガス圧力を算出する筒内ガス圧力算出手段と、
   前記内燃機関の吸気通路内のガスの圧力である吸気ガス圧力を取得する吸気ガス圧力取得手段と、
   前記内燃機関の排気通路内のガスの圧力である排気ガス圧力を算出する排気ガス圧力算出手段と、
   前記シリンダと前記吸気通路とを連通・遮断する吸気弁の周囲を通過するガスの流量である吸気弁通過ガス流量を算出する吸気弁通過ガス流量算出手段と、
   前記シリンダと前記排気通路とを連通・遮断する排気弁の周囲を通過するガスの流量である排気弁通過ガス流量を算出する排気弁通過ガス流量算出手段と、
   前記算出された吸気弁通過ガス流量に基づいて前記シリンダ内に吸入される新気の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と、
   を備え、
   前記筒内ガス圧力算出手段は、少なくとも前記算出された吸気弁通過ガス流量と、前記算出された排気弁通過ガス流量とに基づいて前記筒内ガス圧力を算出し、
   前記吸気弁通過ガス流量算出手段は、少なくとも前記取得された吸気ガス圧力と、前記算出された筒内ガス圧力とに基づいて前記吸気弁通過ガス流量を算出し、
   前記排気弁通過ガス流量算出手段は、少なくとも前記算出された排気ガス圧力と、前記算出された筒内ガス圧力とに基づいて前記排気弁通過ガス流量を算出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において、
   前記排気ガス圧力算出手段は、
   前記吸気弁と前記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中に発生する前記排気通路から前記シリンダ内への既燃ガスの逆流による前記排気ガス圧力の低下を考慮して同排気ガス圧力を算出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。
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、
   前記排気ガス圧力算出手段は、
   前記吸気弁と前記排気弁の開閉状態を表すパラメータを含む前記内燃機関の運転状態を表すパラメータに基づいて前記排気ガス圧力を算出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、
   前記排気ガス圧力算出手段は、
   前記バルブオーバーラップ期間に亘る前記吸気弁の周囲に形成されるガス通路の通路面積の時間積分値に相当する値に基づい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算出し、前記既燃ガス吹き返し量に基づいて前記排気ガス圧力を算出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。
4. 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、
   前記排気ガス圧力算出手段は、
   前記排気通路内に所定の容積を有する仮想領域を設定し、前記容積に流入・流出するガスの流量が前記排気弁通過ガス流量算出手段により算出される前記排気弁通過ガス流量と等しいとの仮定のもと、前記排気弁通過ガス流量に基づいて得られる前記容積内のガスの質量変化から同容積内のガスの圧力変化を算出し、前記算出された容積内のガスの圧力変化を考慮して前記排気ガス圧力を算出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。
5. 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、
   前記排気ガス圧力算出手段は、
   前記排気弁通過ガス流量算出手段により算出される前記排気弁通過ガス流量の変化から前記排気ガス圧力の変化分を算出し、前記算出された排気ガス圧力の変化分を考慮して前記排気ガス圧力を算出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。
6. 請求項１乃至請求項５の何れか一項に記載の内燃機関の筒内吸入新気量推定装置において、
   前記吸気弁通過ガス流量算出手段は、
   前記吸気通路から前記シリンダ内にガスが吸入されているときに前記吸気弁通過ガス流量を正及び負の何れか一方の符号付きガス流量として、前記シリンダ内から前記吸気通路にガスが吹き返されているときに前記吸気弁通過ガス流量を正及び負の何れか他方の符号付きガス流量として、所定時間の経過毎に算出するように構成され、
   前記筒内吸入新気量推定手段は、
   前記算出された吸気弁通過ガス流量の前記吸気弁の開弁時からの積算値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。
7. 請求項１乃至請求項６の何れか一項に記載の内燃機関の筒内吸入新気量推定装置において、
   前記吸気弁通過ガス流量算出手段は、
   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ガス流量を算出する式に基づいて前記吸気弁通過ガス流量を算出するように構成された筒内吸入新気量推定装置。
8. 請求項１乃至請求項７の何れか一項に記載の内燃機関の筒内吸入新気量推定装置において、
   前記排気弁通過ガス流量算出手段は、
   前記排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ガス流量を算出する式に基づいて前記排気弁通過ガス流量を算出するように構成された筒内吸入新気量推定装置。
   

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