JP2008138630A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】過渡運転時であっても、目標機関吸入空気流量に応じてスロットル開度を制御することができる内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】スロットルバルブ６、吸入空気流量制御手段２４、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔを算出する目標シリンダ吸入空気流量算出手段２２、および位相進み補償により目標機関吸気量Ｑａｔを算出する目標機関吸入空気流量算出手段２３を備え、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１は、エンジン１の回転速度Ｎｅとインマニ圧Ｐｉｍとから算出される体積効率相当値Ｋｖと、吸気管容積Ｖｓと、シリンダ２の行程容積Ｖｃとから吸気系の応答遅れモデルを算出し、エアフロセンサ４からの実機関吸気量Ｑａｒと応答遅れモデルとから実シリンダ吸気量Ｑｃｒを算出し、吸入空気流量制御手段２４は、目標機関吸気量Ｑａｔによりスロットル開度ＴＰを制御する。
【選択図】図６

Description

この発明は、目標シリンダ吸入空気流量が応答性よく得られるようにスロットルバルブ近傍の目標機関吸入空気流量を算出し、目標機関吸入空気流量に基づいてスロットル開度を制御する内燃機関の制御装置に関する。

近年、運転者や車両側からの駆動力の要求値として、車両の制御に直接作用する物理量である内燃機関（エンジン）の出力軸トルクを用い、この出力軸トルクをエンジン出力目標値として、エンジン制御量である空気量、燃料量および点火時期を決定することにより、良好な走行性能を得る内燃機関の制御装置が提案されている。
また、エンジン制御量のうち、空気量がエンジンの出力軸トルクに最も大きな影響を及ぼすことが一般的に知られており、空気量を高精度に制御する内燃機関の制御装置も提案されている。

ここで、エンジンの吸気系は、一般的に１次遅れ系（１次遅れフィルタ）として物理モデル化されており、定常運転時においては、内燃機関の吸入空気量（実機関吸入空気流量）と、内燃機関のシリンダが吸入する空気量（実シリンダ吸入空気流量）とは、ほぼ一致すると考えられているが、過渡運転時においては、内燃機関の吸入空気量と内燃機関が吸入する空気量とは一致しない（例えば、特許文献１参照）。

上記特許文献１に記載された従来の内燃機関の燃料制御装置は、内燃機関の吸入空気量をスロットルバルブの上流に配置した吸気量センサにより検出し、この検出出力を所定のクランク角の区間で検出するＡＮ検出手段と、内燃機関が吸入する空気量を計算するＡＮ演算手段と、ＡＮ演算手段で演算される空気量に基づいて内燃機関への供給燃料量を制御する制御手段とを備え、ＡＮ演算手段は、１行程前に内燃機関に吸入された空気量と、１次遅れフィルタとを用いて内燃機関が吸入する空気量を計算している。

しかしながら、上記特許文献１の従来装置では、エンジンの吸排気バルブの影響を含んだ吸気管からシリンダ内に吸入される空気の体積効率相当値が考慮されていない。
そのため、例えば吸排気バルブの可変機構を有するエンジンでは、過渡運転時において、運転領域によっては、実際にシリンダ内に吸入される吸入空気流量と、ＡＮ演算手段で演算される空気量との間に、大きな誤差が発生するという問題点があった。

上記の問題点を解決するために、従来のエンジンの制御装置は、吸気通路を通過する新気量の検出値（実機関吸入空気流量）を出力する新気量検出手段と、体積効率相当値を演算する効率演算手段と、燃焼室へ流入する新気量予測値（実シリンダ吸入空気流量）を推定する新気量推定手段とを備え、新気量推定手段は、新気量検出値と体積効率相当値の変化とに基づいて新気量予測値を推定している（例えば、特許文献２参照）。

しかしながら、上記特許文献２に記載された従来装置では、過渡運転時における応答特性の制御方法が考慮されていない。
そのため、例えば低負荷領域においては、スロットル開度の変化に対する空気の応答遅れが大きくなるので、エンジンの目標トルクに対応した目標機関吸入空気流量と、吸気通路を通過する新気量の検出値（実機関吸入空気流量）とのずれが大きくなり、エンジン回転速度が一時的に落ち込むという問題点があった。

上記の問題点を解決するために、従来の内燃機関の制御装置は、目標トルクから換算される目標吸入空気量（目標機関吸入空気流量）に対して全領域で実現可能な規範モデルと、目標スロットル開度の変化による吸入空気量の応答モデルの逆モデルとを用いて、エンジンのシリンダ内に吸入される空気量（実シリンダ吸入空気流量）と、目標スロットル開度とをそれぞれ算出することにより、目標トルクに対する実測トルクまたは推定トルクの応答性がほぼ一定となるように制御している。
また、規範モデルの出力と、実際にエンジンに吸入される空気量との偏差を小さくするように目標スロットル開度をフィードバック補正することにより、規範モデルの出力と、実際にエンジンに吸入される空気量とを一致させている（例えば、特許文献３参照）。

特公平５−３８１４３号公報 特開２００５−５４６５７号公報 特開２００６−７０７０１号公報

上記特許文献３に記載された従来の内燃機関の制御装置では、演算式が煩雑で、適合すべき定数が多くなるので、適合および確認評価の工数が多くなるとともに、演算時間が長くなるという問題点があった。

この発明は、上記のような問題点を解決することを課題とするものであって、その目的は、過渡運転時であっても、実シリンダ吸入空気流量が目標シリンダ吸入空気流量に迅速に収束するように、より少ない工数と短い演算時間とでスロットルバルブ近傍の目標機関吸入空気流量を高精度に算出し、目標機関吸入空気流量に応じてスロットル開度を制御することができる内燃機関の制御装置を提供することにある。

この発明に係る内燃機関の制御装置は、内燃機関の吸気管に設けられたスロットルバルブと、スロットルバルブのスロットル開度を制御することにより、吸気管の開口面積を変化させて、内燃機関に吸入される実機関吸入空気流量を可変制御する吸入空気流量制御手段と、少なくとも内燃機関の回転速度を含む運転状態を検出する運転状態検出手段と、吸気管においてスロットルバルブの上流側に設けられ、内燃機関に吸入される実機関吸入空気流量を検出する吸入空気流量検出手段と、吸気管におけるスロットルバルブの下流側の圧力を、吸気管内圧として検出する吸気管内圧検出手段と、内燃機関のシリンダ内に吸入される実シリンダ吸入空気流量を算出する実シリンダ吸入空気流量算出手段と、運転状態に基づいて目標シリンダ吸入空気流量を算出する目標シリンダ吸入空気流量算出手段と、目標シリンダ吸入空気流量に対して位相進み補償に相当する補正を実行して、目標機関吸入空気流量を算出する目標機関吸入空気流量算出手段と、を備え、実シリンダ吸入空気流量算出手段は、回転速度と吸気管内圧とに基づいて、吸気管からシリンダ内に吸入される空気の体積効率相当値を算出し、また体積効率相当値と、スロットルバルブの下流側からシリンダの入口までの吸気管容積と、シリンダの行程容積とに基づいて、吸気系の応答遅れモデルを算出するとともに、実機関吸入空気流量および応答遅れモデルに基づいて実シリンダ吸入空気流量を算出し、吸入空気流量制御手段は、目標機関吸入空気流量に基づいて、実シリンダ吸入空気流量が目標シリンダ吸入空気流量に収束するようにスロットル開度を制御するものである。

この発明の内燃機関の制御装置によれば、実シリンダ吸入空気流量算出手段は、吸入空気流量検出手段で検出される実機関吸入空気流量と、吸気系の応答遅れモデルとに基づいて実シリンダ吸入空気流量を算出する。
そのため、吸気系の物理モデルから導かれた単純な算出式を用いて、実シリンダ吸入空気流量を高精度に算出することができる。
また、目標機関吸入空気流量算出手段は、内燃機関の運転状態から算出される目標シリンダ吸入空気流量に対して位相進み補償に相当する補正を実行して、目標機関吸入空気流量を算出する。
そのため、過渡運転時であっても、実シリンダ吸入空気流量が目標シリンダ吸入空気流量に迅速に収束するように、吸気系の物理モデルから導かれた単純な算出式を用いて、より少ない工数と短い演算時間とでスロットルバルブ近傍の目標機関吸入空気流量を高精度に算出し、目標機関吸入空気流量に応じてスロットル開度を制御することができる。

以下、この発明の各実施の形態について図に基づいて説明するが、各図において同一、または相当する部材、部位については、同一符号を付して説明する。

実施の形態１．
図１は、この発明の実施の形態１に係る内燃機関の制御装置を概略的に示す構成図である。また、図２は、この発明の実施の形態１に係る内燃機関の制御装置のエンジン制御部の構成を概略的に示すブロック図である。
なお、一般的に内燃機関には、複数のシリンダ２が設けられているが、以下の実施の形態では、そのうちの１つのシリンダ２について説明する。

図１において、エンジン１（内燃機関）の吸気系を構成する吸気管３の上流側には、エンジン１に吸入される実機関吸入空気流量Ｑａｒ（以下、「実機関吸気量Ｑａｒ」と略称する）を測定するエアフロセンサ４（吸入空気流量検出手段）と、吸入空気温度Ｔｏ（以下、「吸気温Ｔｏ」と略称する）を測定する吸気温センサ５とが設けられている。
なお、吸気温センサ５は、エアフロセンサ４と一体に構成されてもよく、エアフロセンサ４とは別体に構成されてもよい。また、吸気温Ｔｏを直接測定する吸気温センサ５に代えて、他のセンサ情報から吸気温Ｔｏを推定する手段を用いてもよい。

吸気管３において、エアフロセンサ４の下流のエンジン１側には、電子的に開閉制御されて実機関吸気量Ｑａｒを調整するためのスロットルバルブ６が設けられている。
スロットルバルブ６には、スロットル開度ＴＰ（運転状態）を測定するためのスロットルポジションセンサ７（運転状態検出手段）が設けられている。

また、スロットルバルブ６の下流のエンジン１側には、吸気管３内の圧力を均一化するサージタンク８と、サージタンク８内の圧力をインマニ圧Ｐｉｍ（吸気管内圧）として測定するインマニ圧センサ９（吸気管内圧検出手段）とが設けられている。
さらに、サージタンク８には、エンジン１の排気管１０と連通したＥＧＲ管を開閉するためのＥＧＲバルブ１１が接続されている。
なお、インマニ圧Ｐｉｍを直接測定するインマニ圧センサ９に代えて、他のセンサ情報からインマニ圧Ｐｉｍを推定する手段を用いてもよい。

エアフロセンサ４からの実機関吸気量Ｑａｒ、吸気温センサ５からの吸気温Ｔｏ（スロットルバルブ６の大気側の温度）、スロットルポジションセンサ７からのスロットル開度ＴＰ、およびインマニ圧センサ９からのインマニ圧Ｐｉｍは、図示しない他のセンサからの測定信号とともに、電子制御ユニット１２（以下、「ＥＣＵ１２」と称する）に入力される。

ＥＣＵ１２は、上記各センサからの測定信号に基づく演算結果に応じて、スロットルバルブ６のスロットル開度ＴＰを制御して実機関吸気量Ｑａｒを調整するとともに、エンジン１の燃料噴射装置および点火装置（図示せず）を所要タイミングで駆動制御し、ＥＧＲバルブ１１を開閉制御してエンジン１の燃焼状態を改善する。

図２において、ＥＣＵ１２には、各種センサ３０が接続されており、各種センサ３０は、上記センサ群４、５、７、９とともに、スロットルバルブ６の大気側の圧力を大気圧Ｐｏとして測定する大気圧センサ１３、およびエンジン１のクランクシャフト（図示せず）に設けられて、エンジン１の回転速度Ｎｅを測定する回転速度センサ１４（運転状態検出手段）等を含んでいる。
なお、大気圧Ｐｏを直接測定する大気圧センサ１３に代えて、他のセンサ情報から大気圧Ｐｏを推定する手段を用いてもよい。

ＥＣＵ１２は、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１と、目標シリンダ吸入空気流量算出手段２２と、目標機関吸入空気流量算出手段２３と、吸入空気流量制御手段２４とを含んでいる。
ここで、ＥＣＵ１２は、プログラムを格納したメモリとＣＰＵとを有するマイクロプロセッサ（図示せず）で構成されており、ＥＣＵ１２を構成する各ブロックは、メモリ内にソフトウェアとして記憶されている。

実シリンダ吸入空気流量算出手段２１は、エンジン１のシリンダ２内に吸入される実シリンダ吸入空気流量Ｑｃｒ（以下、「実シリンダ吸気量Ｑｃｒ」と略称する）を算出する。
そのため、まず、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１は、エンジン１の回転速度Ｎｅとインマニ圧Ｐｉｍとに基づいて、吸気管３からシリンダ２内に吸入される空気の体積効率相当値Ｋｖ（以下、「体積効率補正係数Ｋｖ」と称する）を算出する。

続いて、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１は、体積効率補正係数Ｋｖと、スロットルバルブ６の下流側からシリンダ２の入口までの吸気管容積Ｖｓと、シリンダ２の行程容積Ｖｃとに基づいて、吸気系の応答遅れモデルを算出する。
次に、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１は、エアフロセンサ４からの実機関吸気量Ｑａｒと、吸気系の応答遅れモデルとに基づいて実シリンダ吸気量Ｑｃｒを算出する。

目標シリンダ吸入空気流量算出手段２２は、例えばエンジン１の回転速度Ｎｅ、およびアクセル開度センサ（図示せず）から入力されるアクセル開度等の運転状態に基づいて、エンジン１の目標トルクを算出し、この目標トルクを達成するための目標シリンダ吸入空気流量Ｑｃｔ（以下、「目標シリンダ吸気量Ｑｃｔ」と略称する）を算出する。

目標機関吸入空気流量算出手段２３は、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して位相進み補償に相当する補正を実行して、目標機関吸入空気流量Ｑａｔ（以下、「目標機関吸気量Ｑａｔ」と略称する）を算出する。
吸入空気流量制御手段２４は、目標機関吸入空気流量Ｑａｔに基づいてスロットルバルブ６の目標有効開口面積を算出し、実シリンダ吸気量Ｑｃｒが目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに収束するようにスロットル開度ＴＰを制御して、実機関吸気量Ｑａｒを調整する。

ＥＣＵ１２での演算結果に基づく制御信号は、ＥＣＵ１２に接続された各種アクチュエータ４０に出力される。各種アクチュエータ４０は、スロットルバルブ６、ＥＧＲバルブ１１、エンジン１の燃焼室に設けられた燃料噴射装置のインジェクタ（図示せず）、および点火装置の点火コイル（図示せず）等を含んでいる。

次に、再度図１の構成図を参照しながら、エアフロセンサ４で測定される実機関吸気量Ｑａｒから、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１が実シリンダ吸気量Ｑｃｒを算出するための吸気系の応答遅れモデルについて詳細に説明する。
なお、本実施の形態では、簡単のために、スロットルバルブ６の応答遅れ、実際の空気の応答遅れ、およびエアフロセンサ４の応答遅れ等は無視すると仮定する。

まず、スロットルバルブ６の下流側からシリンダ２の入口までの吸気管容積Ｖｓ［ｃｍ^３］で示される領域において、新気について質量保存の法則を適用すると、次式（１）が成立する。
なお、式（１）において、ｎを任意の行程数を示す値とし、エアフロセンサ４で測定される実機関吸気量Ｑａｒの１行程間の平均値をＱａｒ（ｎ）［ｇ／ｓ］、実シリンダ吸気量Ｑｃｒの１行程間の平均値をＱｃｒ（ｎ）［ｇ／ｓ］、１行程（例えば、４気筒エンジンの場合には、１８０ｄｅｇＣＡ（クランク角））間の時間をＴ（ｎ）［ｓ］、吸気管３内における新気密度の１行程間の平均値をρａ（ｎ）［ｇ／ｃｍ^３］とする。

また、１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］は、吸気管３からシリンダ２内に吸入される空気の行程ｎにおける体積効率補正係数をＫｖ（ｎ）とすると、１気筒当たりのシリンダ２の行程容積Ｖｃ［ｃｍ^３］を用いて次式（２）で表される。

続いて、式（２）を式（１）に代入して１行程間の新気密度ρａ（ｎ）を削除し、１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）について解くと、次式（３）が得られる。
なお、式（３）において、フィルタ定数をＫｆとする。

また、式（３）をさらに変形すると、次式（４）が得られる。

ここで、式（４）は、エンジン１の回転と同期し、例えばクランクシャフトの所定のクランク角毎に実行される割り込み処理において、デジタルローパスフィルタの演算式を示していることが分かる。すなわち、エンジン１の吸気系は、１次遅れ要素であることが分かる。

続いて、図１、図２とともに、図３のフローチャートを参照しながら、この発明の実施の形態１による実シリンダ吸入空気流量算出手段２１の動作について説明する。
なお、このフローチャートに示した動作は、クランクシャフトの所定のクランク角毎に割り込み処理として実行される。

まず、エアフロセンサ４で測定される１行程間の実機関吸気量Ｑａｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］が取り込まれ、メモリに記憶される（ステップＳ５１）。
ここで、エアフロセンサ４が質量流量計である場合には、エアフロセンサ４の出力電圧を例えば１．２５ｍｓ毎にサンプリングしながら積算し、１行程前（行程ｎ−１）の割り込み処理から今回の割り込み処理までの間の積算値に基づいて、１行程間の実機関吸気量Ｑａｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）を算出することができる。
また、エアフロセンサ４が体積流量計である場合には、標準大気密度と、大気圧センサ１３で測定される大気圧Ｐｏと、吸気温センサ５で測定される吸気温Ｔｏとに基づいて、体積を質量に変換することにより、１行程間の実機関吸気量Ｑａｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）を算出することができる。

続いて、エンジン１の回転速度Ｎｅとインマニ圧Ｐｉｍとに基づいて、行程ｎにおける体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）が算出され、メモリに記憶される（ステップＳ５２）。
ここで、回転速度Ｎｅおよびインマニ圧Ｐｉｍと、体積効率補正係数Ｋｖとの関係があらかじめエンジン１にて測定され、マップとしてメモリに記憶されている。
実シリンダ吸入空気流量算出手段２１は、割り込み処理のタイミングで現行程（行程ｎ）の回転速度Ｎｅおよびインマニ圧Ｐｉｍを用いてマッピングすることにより、行程ｎにおける体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）を算出することができる。

次に、上記式（３）内の算出式に従って、フィルタ定数Ｋｆが算出される（ステップＳ５３）。
続いて、上記式（３）のフィルタ演算式（吸気系の応答遅れモデル）に従って、１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）が算出され（ステップＳ５４）、メモリに記憶される（ステップＳ５５）。
ここで、ステップＳ５４における１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）の算出には、ステップＳ５１〜Ｓ５３で得られた各値の他に、１行程前（行程ｎ−１）の割り込み処理においてメモリに記憶された体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ−１）と、１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ−１）Ｔ（ｎ−１）とが用いられる。

このように、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１は、１行程間の実機関吸気量Ｑａｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）と、上記式（３）のフィルタ演算式で表される吸気系の応答遅れモデルとに基づいて、１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）を算出する。
そのため、吸気系の物理モデルから導かれた単純な算出式を用いて、スロットルバルブ６近傍の１行程間の実機関吸気量Ｑａｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）から、エンジン１のシリンダ２内に吸入される１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）を高精度に算出することができる。

続いて、図１〜図３とともに、図４〜図８を参照しながら、目標機関吸入空気流量算出手段２３が、目標シリンダ吸入空気流量算出手段２２で算出される目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して位相進み補償に相当する補正を実行して、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する処理について詳細に説明する。

まず、目標機関吸入空気流量算出手段２３による補正を行わず、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔを、そのままスロットルバルブ６近傍の目標機関吸気量Ｑａｔとして使用した場合について説明する。
図４は、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔを目標機関吸気量Ｑａｔとした場合の目標機関吸気量Ｑａｔから実シリンダ吸気量Ｑｃｒに至る吸気処理部を示すブロック図である。

図４において、この吸気処理部は、吸入空気流量制御手段２４と、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１とを含んでいる。また、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１に設定された時定数τ１は、上記式（３）で表される吸気系の応答遅れモデルで用いられる値である。

目標機関吸気量Ｑａｔとして目標シリンダ吸気量Ｑｃｔをそのまま用いた場合、目標機関吸気量Ｑａｔに基づいて吸入空気流量制御手段２４で制御される実機関吸気量Ｑａｒは、次式（５）の関係を満たす。

Ｑｃｔ＝Ｑａｔ≒Ｑａｒ・・・（５）

また、実機関吸気量Ｑａｒに基づいて実シリンダ吸入空気流量算出手段２１で算出される実シリンダ吸気量Ｑｃｒは、上記式（３）の吸気系の応答遅れモデルで示されるように１次遅れ系であり、目標機関吸気量Ｑａｔから実シリンダ吸気量Ｑｃｒに至る吸気処理部の応答特性は、図５に示すような特性となる。
すなわち、この吸気処理部では、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して実シリンダ吸気量Ｑｃｒを操作することができないので、吸気系の遅れの影響をそのまま受けることとなる。

そこで、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して位相進み補償に相当する補正を実行して目標機関吸気量Ｑａｔを算出し、目標機関吸気量Ｑａｔに基づいて吸入空気流量制御手段２４がスロットル開度ＴＰを制御することを考える。
図６は、この発明の実施の形態１に係る目標シリンダ吸気量Ｑｃｔから実シリンダ吸気量Ｑｃｒに至る吸気処理部を示すブロック図である。

図６において、この吸気処理部は、目標機関吸入空気流量算出手段２３と、吸入空気流量制御手段２４と、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１とを含んでいる。
目標機関吸入空気流量算出手段２３は、前述のように、目標シリンダ吸入空気流量算出手段２２で算出される目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して、位相進み補償に相当する補正を実行して、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する。

ここで、目標機関吸入空気流量算出手段２３による位相進み補償の分子に対応する１次進み要素の時定数として吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１を用い、位相進み補償の分母に対応する１次遅れ要素の時定数として時定数τ１よりも小さい時定数τ２を用いることにより、位相進み補償を実現することができる。

このことを図６に示した吸気処理部全体について考えると、スロットルバルブ６の応答遅れおよびエアフロセンサ４の応答遅れ等を無視すると仮定したときに、目標機関吸入空気流量算出手段２３の１次進み要素と実シリンダ吸入空気流量算出手段２１の１次遅れ要素とが通分できる。
そのため、吸気処理部の応答特性は、目標機関吸入空気流量算出手段２３による位相進み補償の分母に対応する１次遅れ要素の応答特性となることが分かる。

この目標機関吸入空気流量算出手段２３を実際のＥＣＵ１２に実装するためには、上記位相進み補償を１次遅れ要素と１次進み要素とに分割する必要がある。
図７は、この発明の実施の形態１に係る目標シリンダ吸気量Ｑｃｔから実シリンダ吸気量Ｑｃｒに至る吸気処理部を示す別のブロック図である。
図７において、この吸気処理部は、目標機関吸入空気流量算出手段２３と、吸入空気流量制御手段２４と、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１とを含んでいる。また、目標機関吸入空気流量算出手段２３は、１次遅れ補償手段２５と、１次進み補償手段２６とを含んでいる。

１次遅れ補償手段２５は、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して上記１次遅れ要素に相当する補償（以下「目標１次遅れ補償」と称する）を実行し、目標１次遅れ補償後の目標シリンダ吸気量Ｑｃｆ（１次遅れ補償手段で補償された目標シリンダ吸入空気流量）（以下、「補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆ」と略称する）を算出する。
また、１次進み補償手段２６は、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆに対して上記１次進み要素に相当する補償（以下、「吸気系相当の１次進み補償」と称する）を実行し、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する。

ここで、１次進み補償手段２６で算出された目標機関吸気量Ｑａｔに基づいて吸入空気流量制御手段２４がスロットル開度ＴＰを制御することにより、実機関吸気量Ｑａｒが得られる。また、実機関吸気量Ｑａｒと上記式（３）の吸気系の応答遅れモデルとに基づいて、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１が実シリンダ吸気量Ｑｃｒを算出する。
また、図７に示した吸気処理部の応答特性は、図８に示すような特性となる。
図８において、目標機関吸気量Ｑａｔと実機関吸気量Ｑａｒとはほぼ一致し、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆと実シリンダ吸気量Ｑｃｒともほぼ一致することが分かる。

このように、１次遅れ補償手段２５による目標１次遅れ補償の時定数として時定数τ１よりも小さい時定数τ２を用い、１次進み補償手段２６による吸気系相当の１次進み補償の時定数として吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１を用いることにより、位相進み補償を実現することができ、吸気処理部の応答特性を操作することができる。

次に、図７を参照しながら、１次遅れ補償手段２５が、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して目標１次遅れ補償を実行し、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆを算出する処理について詳細に説明する。

まず、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆは、上記式（３）と同様の演算をすることにより、次式（６）で表される。
なお、式（６）において、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆの１行程間の平均値をＱｃｆ（ｎ）［ｇ／ｓ］、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔの１行程間の平均値をＱｃｔ（ｎ）［ｇ／ｓ］とする。

ここで、式（６）において、体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）と体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ−１）とをほぼ同値とみなして、Ｋｖ（ｎ）／Ｋｖ（ｎ−１）＝１としてもよい。
また、目標１次遅れ補償の時定数τ２が吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１よりも小さいので、目標１次遅れ補償の時定数τ２から算出されるフィルタ定数Ｋｆ２は、吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１から算出されるフィルタ定数Ｋｆよりも小さい値となる。
このとき、上記式（３）内の算出式に示された吸気管容積Ｖｓに代えて、上記式（６）内の算出式に示されたように、吸気管容積Ｖｓよりも小さい模擬吸気管容積Ｖｓ１を用いてフィルタ定数Ｋｆ２を算出してもよいし、上記式（３）内の算出式から算出されるフィルタ定数Ｋｆよりも小さい所定値を目標フィルタ定数として用いてもよい。

なお、目標１次遅れ補償を無効にするには、１次遅れ補償手段２５による目標１次遅れ補償の時定数τ２と、１次進み補償手段２６による吸気系相当の１次進み補償の時定数τ１とを一致させればよい。
また、例えばアイドル運転時やそれ以外の運転時等の運転条件、およびエンジン１の回転速度Ｎｅと充填効率とによって区分される運転領域等の運転条件に基づいて、目標１次遅れ補償の有効化と無効化とを切り換えてもよいし、目標１次遅れ補償の時定数τ２や模擬吸気管容積Ｖｓ１を変更させてもよい。
これにより、運転条件毎に過渡応答時における最適な応答特性を得ることができる。

続いて、図７を参照しながら、１次進み補償手段２６が、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆに対して吸気系相当の１次進み補償を実行し、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する処理について詳細に説明する。

まず、目標機関吸気量Ｑａｔは、上記式（３）と同様の演算を逆算することによって、次式（７）で表される。
なお、式（７）において、目標機関吸気量Ｑａｔの１行程間の平均値をＱａｔ（ｎ）［ｇ／ｓ］とする。

ここで、式（７）において、Ｋｖ（ｎ）とＫｖ（ｎ−１）とをほぼ同値とみなして、Ｋｖ（ｎ）／Ｋｖ（ｎ−１）＝１としてもよい。
また、吸気系相当の１次進み補償の時定数τ１が吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１と等しいので、吸気系相当の１次進み補償の時定数τ１から算出されるフィルタ定数Ｋｆ１は、吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１から算出されるフィルタ定数Ｋｆと等しい値となる。
したがって、上記式（６）および式（７）を用いて補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆおよび目標機関吸気量Ｑａｔを算出することにより、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対する位相進み補償を実現することができる。

この発明の実施の形態１に係る内燃機関の制御装置によれば、目標機関吸入空気流量算出手段２３の１次遅れ補償手段２５は、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して目標１次遅れ補償を実行し、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆを算出する。また、目標機関吸入空気流量算出手段２３の１次進み補償手段２６は、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆに対して吸気系相当の１次進み補償を実行し、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する。
そのため、過渡運転時であっても、実シリンダ吸気量Ｑｃｒが目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに迅速に収束するように、吸気系の物理モデルから導かれた単純な算出式を用いて、より少ない工数と短い演算時間とでスロットルバルブ６近傍の目標機関吸気量Ｑａｔを高精度に算出し、目標機関吸気量Ｑａｔに応じてスロットル開度ＴＰを制御することができる。

実施の形態２．
図９は、この発明の実施の形態２に係る内燃機関の制御装置のエンジン制御部の構成を概略的に示すブロック図である。
図９において、ＥＣＵ１２Ａは、エンジン１の吸気バルブ（図示せず）および排気バルブ（図示せず）の少なくとも一方の作動状態を可変制御する可変動弁制御手段２７をさらに含んでいる。また、ＥＣＵ１２Ａは、図１に示した実シリンダ吸入空気流量算出手段２１に代えて、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１Ａを含んでいる。

ここで、吸気バルブまたは排気バルブのリフト量や位相角等の作動状態毎に、回転速度Ｎｅおよびインマニ圧Ｐｉｍと、体積効率補正係数Ｋｖとの関係があらかじめエンジン１にて測定され、マップとしてメモリに記憶されている。
その他の構成については、上記実施の形態１と同様なので、説明を省略する。

以下、図９を参照しながら、この発明の実施の形態２に係る実シリンダ吸入空気流量算出手段２１Ａの動作について説明する。
なお、実施の形態１と同様の動作については、説明を省略する。
まず、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１Ａは、回転速度Ｎｅおよびインマニ圧Ｐｉｍを用いて各マップをマッピングする。
続いて、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１Ａは、最新の吸気バルブまたは排気バルブの作動状態に基づいて、マッピングした値を補間して体積効率補正係数Ｋｖを算出する。

この発明の実施の形態２に係る内燃機関の制御装置によれば、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１Ａは、最新の吸気バルブまたは排気バルブの作動状態に基づいて、回転速度Ｎｅおよびインマニ圧Ｐｉｍからマッピングされた値を補間して体積効率補正係数Ｋｖを算出する。
そのため、吸気バルブおよび排気バルブの少なくとも一方の作動状態を可変制御する可変動弁制御手段２７を有するエンジン１であっても、単純な演算で高精度に実シリンダ吸気量Ｑｃｒを算出することができる。

なお、上記実施の形態２では、吸気バルブまたは排気バルブのリフト量や位相角等の作動状態毎に、回転速度Ｎｅおよびインマニ圧Ｐｉｍと、体積効率補正係数Ｋｖとの関係があらかじめマップとしてメモリに記憶されているとしたが、これに限定されない。
より簡単な方法として、吸気バルブまたは排気バルブの作動時と非作動時との２つのパターンについて、それぞれ回転速度Ｎｅおよびインマニ圧Ｐｉｍと、体積効率補正係数Ｋｖとの関係があらかじめマップとしてメモリに記憶されており、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１Ａが、吸気バルブまたは排気バルブの作動時には、作動時用のマップを使用し、吸気バルブまたは排気バルブの非作動時には、非作動時用のマップを使用して体積効率補正係数Ｋｖを算出してもよい。
この場合も、上記実施の形態２と同様の効果を奏することができる。

また、基準となる吸気バルブまたは排気バルブの作動状態における体積効率補正係数が基準体積効率としてメモリに記憶されるとともに、上記の基準体積効率からのずれに応じた補正量がマップとしてメモリに記憶されており、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１Ａが、最新の吸気バルブまたは排気バルブの作動状態に基づいて補正量をマッピングし、基準体積効率を補正して体積効率補正係数Ｋｖを算出してもよい。
この場合も、上記実施の形態２と同様の効果を奏することができる。

実施の形態３．
上記実施の形態１では言及しなかったが、実際のエンジン制御系について考えた場合、目標機関吸入空気流量算出手段２３が目標機関吸気量Ｑａｔを算出してから、エアフロセンサ４で測定された実機関吸気量ＱａｒがＥＣＵ１２に入力されるまでの間には、所定の無駄時間および応答遅れが生じると考えられる。
このとき、目標機関吸気量Ｑａｔの算出から実機関吸気量Ｑａｒの入力までの間には、吸入空気流量制御手段２４が目標機関吸気量Ｑａｔに基づいてスロットル開度ＴＰを制御し、スロットルバルブ６近傍の空気が応答してその影響がエアフロセンサ４近傍の空気にまで及び、エアフロセンサ４が実機関吸気量Ｑａｒを測定するという各手順が含まれる。

すなわち、前述の図８では、目標機関吸気量Ｑａｔと実機関吸気量Ｑａｒとはほぼ一致し、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆと実シリンダ吸気量Ｑｃｒともほぼ一致するすると説明したが、実際には、目標機関吸気量Ｑａｔと実機関吸気量Ｑａｒとの間には、無駄時間や応答遅れが存在する。
また、これらの無駄時間や応答遅れを無視して制御した場合には、実施の形態１で示した位相進み補償による効果が十分に得られない恐れがある。

ここで、これらの無駄時間や応答遅れを物理モデル化してＥＣＵ１２内で演算することができれば、無駄時間や応答遅れの影響を排除することができる。
しかしながら、無駄時間や応答遅れは、運転条件等によって変化するとともに、電子的に開閉制御されるスロットルバルブ６やエアフロセンサ４の個体差等によっても変化すると考えられるので、これらの無駄時間や応答遅れを物理モデル化することは、現実的には困難であると考えられる。
そこで、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆと実シリンダ吸気量Ｑｃｒとを一致させるように演算することで、簡易的にフィードバック系を構築して、無駄時間や応答遅れの影響を低減することを考える。

図１０は、この発明の実施の形態３に係る目標シリンダ吸気量Ｑｃｔから実シリンダ吸気量Ｑｃｒに至る吸気処理部を示すブロック図である。
図１０において、この吸気処理部は、目標機関吸入空気流量算出手段２３Ｂと、吸入空気流量制御手段２４と、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１とを含んでいる。また、目標機関吸入空気流量算出手段２３Ｂは、１次遅れ補償手段２５Ｂと、１次進み補償手段２６Ｂとを含み、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１から出力される実シリンダ吸気量Ｑｃｒは、１次遅れ補償手段２５Ｂおよび１次進み補償手段２６Ｂに入力される。

１次遅れ補償手段２５Ｂは、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１から出力される実シリンダ吸気量Ｑｃｒを用いて目標１次遅れ補償を実行し、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆを算出する。
また、１次進み補償手段２６Ｂは、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆに対して、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１から出力される実シリンダ吸気量Ｑｃｒを用いて吸気系相当の１次進み補償を実行し、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する。
その他の構成については、上記実施の形態１と同様なので、説明を省略する。

次に、図１０を参照しながら、１次遅れ補償手段２５Ｂが、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して実シリンダ吸気量Ｑｃｒを用いて目標１次遅れ補償を実行し、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆを算出する処理について詳細に説明する。
なお、実施の形態１と同様の動作については、説明を省略する。

まず、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆは、上記式（６）において、１行程前（行程ｎ−１）の補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆ（ｎ−１）Ｔ（ｎ−１）および体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ−１）に代えて、最新（現行程ｎ）の１行程間の実シリンダ吸気量Ｑｃｒ（ｎ）Ｔ（ｎ）および体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）を用いることにより、次式（８）で表される。

ここで、目標１次遅れ補償の時定数τ２が吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１よりも小さいので、目標１次遅れ補償の時定数τ２から算出されるフィルタ定数Ｋｆ２は、吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１から算出されるフィルタ定数Ｋｆよりも小さい値となる。
このとき、上記式（３）内の算出式に示された吸気管容積Ｖｓに代えて、式（８）内の算出式に示されたように、吸気管容積Ｖｓよりも小さい模擬吸気管容積Ｖｓ１を用いてフィルタ定数Ｋｆ２を算出してもよいし、上記式（３）内の算出式から算出されるフィルタ定数Ｋｆよりも小さい所定値を目標フィルタ定数として用いてもよい。

なお、目標１次遅れ補償を無効にするには、１次遅れ補償手段２５Ｂによる目標１次遅れ補償の時定数τ２と、１次進み補償手段２６Ｂによる吸気系相当の１次進み補償の時定数τ１とを一致させればよい。
また、例えばアイドル運転時やそれ以外の運転時等の運転条件、およびエンジン１の回転速度Ｎｅと充填効率とによって区分される運転領域等の運転条件に基づいて、目標１次遅れ補償の有効化と無効化とを切り換えてもよいし、目標１次遅れ補償の時定数τ２や模擬吸気管容積Ｖｓ１を変更させてもよい。
これにより、運転条件毎に過渡応答時における最適な応答特性を得ることができる。

続いて、図１０を参照しながら、１次進み補償手段２６Ｂが、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆに対して実シリンダ吸気量Ｑｃｒを用いて吸気系相当の１次進み補償を実行し、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する処理について詳細に説明する。

まず、目標機関吸気量Ｑａｔは、上記式（７）において、上記式（８）と同様の変形をすることにより、次式（９）で表される。

ここで、吸気系相当の１次進み補償の時定数τ１が吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１と等しいので、吸気系相当の１次進み補償の時定数τ１から算出されるフィルタ定数Ｋｆ１は、吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１から算出されるフィルタ定数Ｋｆと等しい値となる。

また、図１０に示した吸気処理部の応答特性は、図１１に示すような特性となる。
図１１において、目標機関吸気量Ｑａｔと実機関吸気量Ｑａｒとは、前述した無駄時間や応答遅れの影響により一致しないが、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆと実シリンダ吸気量Ｑｃｒとは、ほぼ一致することが分かる。

なお、上記式（８）を上記式（９）に代入することにより、次式（１０）が得られる。式（１０）は、比例制御となることを意味しており、目標機関吸気量Ｑａｔは、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔと実シリンダ吸気量Ｑｃｒとを一致させるように演算されることが分かる。

このように、１次遅れ補償手段２５Ｂによる目標１次遅れ補償の時定数として時定数τ１よりも小さい時定数τ２を用い、１次進み補償手段２６Ｂによる吸気系相当の１次進み補償の時定数として吸気系の応答遅れモデルの時定数τ１を用いることにより、目標機関吸気量Ｑａｔと実機関吸気量Ｑａｒとの間に無駄時間や応答遅れが存在する場合であっても、位相進み補償を実現することができ、吸気処理部の応答特性を操作することができる。

したがって、上記式（８）および式（９）を用いて補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆおよび目標機関吸気量Ｑａｔを算出することにより、目標機関吸気量Ｑａｔと実機関吸気量Ｑａｒとの間に無駄時間や応答遅れが存在する場合であっても、実シリンダ吸入空気流量算出手段２１から出力される実シリンダ吸気量Ｑｃｒと、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆとをほぼ一致させるように制御することができる。

この発明の実施の形態３に係る内燃機関の制御装置によれば、１次遅れ補償手段２５Ｂは、目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに対して、最新の実シリンダ吸気量Ｑｃｒを用いて目標１次遅れ補償を実行し、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆを算出する。また、１次進み補償手段２６Ｂは、補償後目標シリンダ吸気量Ｑｃｆに対して、最新の実シリンダ吸気量Ｑｃｒを用いて吸気系相当の１次進み補償を実行し、目標機関吸気量Ｑａｔを算出する。
そのため、過渡運転時であっても、実シリンダ吸気量Ｑｃｒが目標シリンダ吸気量Ｑｃｔに迅速に収束するように、吸気系の物理モデルから導かれた単純な算出式を用いて、より少ない工数と短い演算時間とでスロットルバルブ６近傍の目標機関吸気量Ｑａｔをより高精度に算出し、目標機関吸気量Ｑａｔに応じてスロットル開度ＴＰを制御することができる。

この発明の実施の形態１に係る内燃機関の制御装置を概略的に示す構成図である。 この発明の実施の形態１に係る内燃機関の制御装置のエンジン制御部の構成を概略的に示すブロック図である。 この発明の実施の形態１による実シリンダ吸入空気流量算出手段の動作を示すフローチャートである。 目標シリンダ吸気量を目標機関吸気量とした場合の目標機関吸気量から実シリンダ吸気量に至る吸気処理部を示すブロック図である。 図４に示した吸気処理部の応答特性を示す説明図である。 この発明の実施の形態１に係る目標シリンダ吸気量から実シリンダ吸気量に至る吸気処理部を示すブロック図である。 この発明の実施の形態１に係る目標シリンダ吸気量から実シリンダ吸気量に至る吸気処理部を示す別のブロック図である。 図７に示した吸気処理部の応答特性を示す説明図である。 この発明の実施の形態２に係る内燃機関の制御装置のエンジン制御部の構成を概略的に示すブロック図である。 この発明の実施の形態３に係る目標シリンダ吸気量から実シリンダ吸気量に至る吸気処理部を示すブロック図である。 図１０に示した吸気処理部の応答特性を示す説明図である。

符号の説明

１ エンジン（内燃機関）、２ シリンダ、３ 吸気管、４ エアフロセンサ（吸入空気流量検出手段）、６ スロットルバルブ、７ スロットルポジションセンサ（運転状態検出手段）、９ インマニ圧センサ（吸気管内圧検出手段）、１２、１２Ａ ＥＣＵ（電子制御ユニット）、１４ 回転速度センサ（運転状態検出手段）、２１、２１Ａ 実シリンダ吸入空気流量算出手段、２２ 目標シリンダ吸入空気流量算出手段、２３、２３Ｂ 目標機関吸入空気流量算出手段、２４ 吸入空気流量制御手段、２５、２５Ｂ １次遅れ補償手段、２６、２６Ｂ １次進み補償手段、２７ 可変動弁制御手段、Ｋｖ 体積効率相当値（体積効率補正係数）、Ｎｅ 回転速度、Ｐｉｍ インマニ圧（吸気管内圧）、Ｑａｒ 実機関吸気量（実機関吸入空気流量）、Ｑａｔ 目標機関吸気量（目標機関吸入空気流量）、Ｑｃｆ 補償後目標シリンダ吸気量、Ｑｃｒ 実シリンダ吸気量（実シリンダ吸入空気流量）、Ｑｃｔ 目標シリンダ吸気量（目標シリンダ吸入空気流量）、ＴＰ スロットル開度、Ｖｃ シリンダの行程容積、Ｖｓ 吸気管容積、Ｖｓ１ 模擬吸気管容積、τ１、τ２ 時定数。

Claims (8)

1. 内燃機関の吸気管に設けられたスロットルバルブと、
   前記スロットルバルブのスロットル開度を制御することにより、前記吸気管の開口面積を変化させて、前記内燃機関に吸入される実機関吸入空気流量を可変制御する吸入空気流量制御手段と、
   少なくとも前記内燃機関の回転速度を含む運転状態を検出する運転状態検出手段と、
   前記吸気管において前記スロットルバルブの上流側に設けられ、前記内燃機関に吸入される実機関吸入空気流量を検出する吸入空気流量検出手段と、
   前記吸気管における前記スロットルバルブの下流側の圧力を、吸気管内圧として検出する吸気管内圧検出手段と、
   前記内燃機関のシリンダ内に吸入される実シリンダ吸入空気流量を算出する実シリンダ吸入空気流量算出手段と、
   前記運転状態に基づいて目標シリンダ吸入空気流量を算出する目標シリンダ吸入空気流量算出手段と、
   前記目標シリンダ吸入空気流量に対して位相進み補償に相当する補正を実行して、目標機関吸入空気流量を算出する目標機関吸入空気流量算出手段と、を備え、
   前記実シリンダ吸入空気流量算出手段は、
   前記回転速度と前記吸気管内圧とに基づいて、前記吸気管から前記シリンダ内に吸入される空気の体積効率相当値を算出し、また前記体積効率相当値と、前記スロットルバルブの下流側から前記シリンダの入口までの吸気管容積と、前記シリンダの行程容積とに基づいて、吸気系の応答遅れモデルを算出するとともに、前記実機関吸入空気流量および前記応答遅れモデルに基づいて前記実シリンダ吸入空気流量を算出し、
   前記吸入空気流量制御手段は、前記目標機関吸入空気流量に基づいて、前記実シリンダ吸入空気流量が前記目標シリンダ吸入空気流量に収束するように前記スロットル開度を制御すること
   を特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記内燃機関の吸気バルブおよび排気バルブの少なくとも一方の作動状態を可変制御する可変動弁制御手段を備え、
   前記実シリンダ吸入空気流量算出手段は、前記吸気バルブまたは前記排気バルブの作動状態に基づいて、前記吸気管から前記シリンダ内に吸入される空気の体積効率相当値を算出すること
   を特徴とする請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記目標機関吸入空気流量算出手段は、
   前記目標シリンダ吸入空気流量に対して１次遅れ要素に相当する補償を実行する１次遅れ補償手段と、
   前記１次遅れ補償手段で補償された目標シリンダ吸入空気流量に対して、１次進み要素に相当する補償を実行する１次進み補償手段とを含み、
   前記１次遅れ補償手段には、前記応答遅れモデルの時定数よりも小さい時定数が設定され、前記１次進み補償手段には、前記応答遅れモデルの時定数と等しい時定数が設定されていること
   を特徴とする請求項１または請求項２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記１次遅れ補償手段は、前記体積効率相当値と、前記吸気管容積よりも小さい模擬吸気管容積と、前記行程容積とに基づいて、模擬応答遅れモデルを算出するとともに、前記模擬応答遅れモデルを用いて前記１次遅れ要素に相当する補償を実行し、
   前記１次進み補償手段は、前記応答遅れモデルの逆モデルを用いて前記１次進み要素に相当する補償を実行すること
   を特徴とする請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記１次遅れ補償手段および前記１次進み補償手段は、前記模擬応答遅れモデルおよび前記逆モデルにおいて、１行程前に前記１次遅れ補償手段で補償された目標シリンダ吸入空気流量を用いて、前記内燃機関のクランクシャフトの所定のクランク角毎にそれぞれ前記１次遅れ要素および前記１次進み要素に相当する補償を実行することを特徴とする請求項４に記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記１次遅れ補償手段および前記１次進み補償手段は、前記模擬応答遅れモデルおよび前記逆モデルにおいて、現行程の実シリンダ吸入空気流量を用いて、前記内燃機関のクランクシャフトの所定のクランク角毎にそれぞれ前記１次遅れ要素および前記１次進み要素に相当する補償を実行することを特徴とする請求項４に記載の内燃機関の制御装置。
7. 前記１次遅れ補償手段は、運転条件に応じて前記時定数を設定することを特徴とする請求項３から請求項６までの何れか１項に記載の内燃機関の制御装置。
8. 前記１次遅れ補償手段は、運転条件に応じて前記模擬吸気管容積を設定することを特徴とする請求項４から請求項７までの何れか１項に記載の内燃機関の制御装置。

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