JP2010059794A - 内燃機関システム制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 過給機を備える内燃機関システムにおける筒内空気量を、より高い精度にて推定することが可能な、内燃機関システム制御装置を提供する。
【解決手段】 本発明の装置は、物理法則に基づいて構築されたモデル（Ｍ２〜Ｍ７）を備えている。コンプレッサ流出量算出手段（Ｍ４）は、内燃機関システムにおける定常運転状態での筒内吸入空気流量とコンプレッサ（３９ｂ）によって圧縮された空気の圧力である過給圧との関係と、筒内吸入空気流量算出手段（Ｍ３）による筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、コンプレッサ（３９ｂ）から流出する空気の流量であるコンプレッサ流出量を算出する。
【選択図】 図２

Description

本発明は、吸気通路内の空気を圧縮するコンプレッサを有する過給機を備えた内燃機関システムを制御する、内燃機関システム制御装置に関する。

内燃機関の気筒内に供給される燃料混合気の空燃比を目標空燃比と一致させるためには、当該気筒内に導入される空気の量（以下、「筒内空気量」と称する。）を精度良く推定しなければならない。

ところで、内燃機関の最高出力を向上させること等を目的として、内燃機関の吸気系に過給機が介装されることがある。この場合、吸気通路内の空気は、過給機により圧縮される。このため、スロットル弁の上流側の空気の圧力及び温度は、大気の圧力及び温度と比較して急激に変化する。よって、過給機を備えた内燃機関システムの場合は、自然吸気の場合よりも、筒内空気量の精度良い推定が困難となる。

そこで、この種の内燃機関システムにおける筒内空気量を高い精度で推定するための装置が、従来種々提案されている（例えば、特開２００６−２２７６３号公報、特開２００６−７０８８１号公報、特開２００６−１９４１０７号公報、等参照。）。これら従来の装置は、吸排気系における各要素や気体の挙動をモデル化したものに基づいて過給圧を推定し、この過給圧の推定値に基づいて筒内空気量を推定するようになっている。

例えば、特開２００６−２２７６３号公報に開示された構成においては、排気パラメータとタービンモデルとから、タービン動力が算出される。そして、算出されたタービン動力と、コンプレッサモデルとから、過給圧が算出される。
特開２００６−２２７６３号公報 特開２００６−７０８８１号公報 特開２００６−１９４１０７号公報

排気タービンの温度等を含む排気パラメータは、機関運転状態に応じて幅広く変化するものである。よって、排気パラメータの、センサによる計測や計算による推定を、精度良く行うことは困難である。このため、排気系の特性を用いた従来の構成（例えば特開２００６−２２７６３号公報に開示されたもの等）においては、過給圧や筒内空気量の精度良い推定が困難となる。

本発明は、上述した課題に対処するためになされたものである。すなわち、本発明の目的は、過給機を備える内燃機関システムにおける筒内空気量を、より高い精度にて推定することが可能な、内燃機関システム制御装置を提供することにある。

＜構成・作用＞
本発明の適用対象である内燃機関システムは、内燃機関と、吸気通路と、吸気弁と、過給機と、を備えている。

前記吸気通路は、前記内燃機関の内部に設けられた気筒と接続されている。前記吸気弁は、吸気ポートを開閉するように、前記内燃機関に設けられている。この吸気ポートは、前記吸気通路における前記気筒との接続部である。

前記内燃機関システムにおける前記吸気通路には、スロットル弁が介装され得る。このスロットル弁は、当該吸気通路における流路断面積を調整可能に構成されている。

前記過給機は、コンプレッサを有している。このコンプレッサは、前記吸気弁よりも上流側の前記吸気通路（前記スロットル弁が介装されている場合には当該スロットル弁よりも上流側）に介装されている。このコンプレッサは、前記吸気通路内の空気を圧縮するように構成されている。

本発明の内燃機関システム制御装置は、上述のような構成を有する内燃機関システムを制御する装置であって、その特徴は、下記の通りの、筒内吸入空気流量算出手段と、コンプレッサ流出量算出手段と、を備えたことにある。

前記筒内吸入空気流量算出手段は、吸気系の状態を示すパラメータと、空気モデルと、を用いて、筒内吸入空気流量を算出するようになっている。ここで、前記吸気系には、前記吸気通路と前記吸気弁とが含まれる。前記スロットル弁も、前記吸気系に含まれ得る。前記筒内吸入空気流量は、前記気筒内に流入する空気の流量である。前記空気モデルは、前記吸気系における空気の挙動に関する物理法則（熱力学的法則や流体力学的法則等を含む。例えば、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、等。）に基づいて構築された計算モデルである。

前記筒内吸入空気流量算出手段は、例えば、前記空気モデルとしての吸気弁モデルを用いて、前記筒内吸入空気流量を算出する。ここで、前記吸気弁モデルは、前記吸気弁における空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである。

前記コンプレッサ流出量算出手段は、所定の関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、コンプレッサ流出量を算出するようになっている。ここで、上述の所定の関係は、前記内燃機関システムにおける定常運転状態での、前記筒内吸入空気流量と過給圧との関係である。この過給圧は、前記コンプレッサによって圧縮された空気の圧力に対応する値であって、具体的には、前記過給機の出口における空気圧力、あるいは、この圧力と前記コンプレッサの上流側の空気圧力（例えば大気圧）との差又は比である。また、前記コンプレッサ流出量は、前記コンプレッサから流出する空気の流量である。

前記コンプレッサ流出量算出手段は、例えば、前記関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、前記過給圧の暫定値である暫定過給圧を取得し、この暫定過給圧に基づいて、前記コンプレッサ流出量を算出する。

あるいは、前記コンプレッサ流出量算出手段は、例えば、前記関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、前記コンプレッサの回転速度を算出し、この回転速度の算出値に基づいて、前記コンプレッサ流出量を算出する。

前記内燃機関システム制御装置は、さらに、スロットル通過空気量算出手段と、過給圧算出手段と、を備え得る。

前記スロットル通過空気量算出手段は、スロットルモデルを用いて、前記スロットル弁における空気の流量であるスロットル通過空気量を、前記スロットル弁の開度に基づいて算出するようになっている。ここで、前記スロットルモデルは、前記スロットル弁における空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである。

前記過給圧算出手段は、インタークーラモデルを用いて、前記過給圧を、前記スロットル通過空気量算出手段によって算出された前記スロットル通過空気量に基づいて算出するようになっている。ここで、前記インタークーラモデルは、インタークーラ内の空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである。このインタークーラは、前記コンプレッサと前記スロットル弁との間に介装されていて、前記コンプレッサから流出する空気を冷却するようになっている。

この場合、前記筒内吸入空気流量算出手段は、前記吸気弁モデルを用いて、前記筒内吸入空気流量を、前記スロットル通過空気量算出手段によって算出された前記スロットル通過空気量に基づいて算出する。

また、前記コンプレッサ流出量算出手段は、前記関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、前記暫定過給圧を取得する。そして、前記コンプレッサ流出量算出手段は、前記暫定過給圧と、前記過給圧算出手段による前記過給圧の算出値と、に基づいて、前記コンプレッサ流出量を算出する。

具体的には、例えば、前記コンプレッサ流出量算出手段は、前記過給圧の算出値と前記暫定過給圧との差に基づいて、コンプレッサ流出量補正値を取得し、このコンプレッサ流出量補正値で前記筒内吸入空気流量の算出値を補正することで、前記コンプレッサ流出量を算出する。

前記内燃機関システム制御装置は、さらに、吸気管内状態算出手段を備え得る。この吸気管内状態算出手段は、吸気管モデルを用いて、吸気管内圧力及び吸気管内温度を、前記スロットル通過空気量算出手段によって算出された前記スロットル通過空気量に基づいて算出するようになっている。ここで、前記吸気管モデルは、前記吸気通路における前記スロットル弁よりも下流側の部分での空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである。また、吸気管内圧力及び吸気管内温度は、前記部分における空気の圧力及び温度である。

この場合、前記筒内吸入空気流量算出手段は、前記吸気弁モデルを用いて、前記筒内吸入空気流量を、前記吸気管内状態算出手段による前記吸気管内圧力及び前記吸気管内温度の算出値に基づいて算出する。

前記内燃機関システム制御装置は、さらに、応答性反映手段を備え得る。この応答性反映手段は、前記コンプレッサ流出量算出手段による前記コンプレッサ流出量の算出値に、前記過給機の応答遅れを反映させるようになっている。

具体的には、例えば、前記応答性反映手段は、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値（これは前記コンプレッサ流出量算出手段による前記コンプレッサ流出量の算出の基礎となる値である）に、前記過給機の応答遅れを反映させるようになっている。

＜効果＞
本発明の発明者は、種々の検討を行った結果、以下の知見を得た。

前記過給機の単体としては、前記コンプレッサ流出量と前記過給圧との関係は、コンプレッサ回転速度に応じて様々に変化する。すなわち、前記コンプレッサ回転速度を一定とした場合の、前記コンプレッサ流出量と前記過給圧との関係を示すグラフは、１本の曲線状（原点方向に開口した略楕円弧状）となる。そして、前記コンプレッサ回転速度が変化すると、上述の曲線の形状が変化するとともに、その位置もシフトする。

他方、前記過給機を備えた前記内燃機関システムとしては、前記定常運転状態では、前記過給圧は、前記コンプレッサ流出量の関数として表され得る。すなわち、両者の関係を示すグラフは、前記コンプレッサ回転速度によらず、上述のシフト方向に沿った所定の１本の曲線状となる。

そこで、本発明の内燃機関システム制御装置は、前記吸気系の前記パラメータ（例えばスロットル弁開度等）と前記空気モデルとを用いて前記筒内吸入空気流量を算出するとともに、この算出値と上述の所定の関係とに基づいて前記コンプレッサ流出量を算出する。

このように、本発明の構成においては、排気系のパラメータと比べて取得（計測あるいは算出）が精度良く行われ得る前記吸気系の前記パラメータを用いて、前記コンプレッサ流出量が算出される。したがって、かかる構成によれば、当該コンプレッサ流出量を用いることで、筒内空気量が、より高い精度にて推定され得る。

また、前記過給機の応答遅れが無視できない場合は、当該応答遅れを前記コンプレッサ流出量の算出値に反映させる（具体的には例えば当該コンプレッサ流出量の算出の基礎となる前記筒内吸入空気流量の算出値に反映させる）ことで、当該応答遅れが良好に補償され得る。

以下、本発明の実施形態（本願の出願時点において取り敢えず出願人が最良と考えている実施形態）について図面を参照しつつ説明する。

なお、以下の実施形態に関する記載は、法令で要求されている明細書の記載要件（記述要件・実施可能要件）を満たすために、本発明の具体化の単なる一例を、可能な範囲で具体的に記述しているものにすぎない。よって、後述するように、本発明が、以下に説明する実施形態の具体的構成に何ら限定されるものではないことは、全く当然である。本実施形態に対して施され得る各種の変更（modification）は、当該実施形態の説明中に挿入されると、一貫した実施形態の説明の理解が妨げられるので、末尾にまとめて記載されている。

＜内燃機関システムの構成＞
図１は、本発明の一実施形態が適用された内燃機関システム１の全体構成を概略的に示す図である。この内燃機関システム１は、直列多気筒の内燃機関２と、吸排気系統３と、制御装置４と、を備えている（図１においては、気筒配列方向と直交する面による内燃機関２の断面図が示されているものとする。）。以下、内燃機関システム１の各部の構成について、さらに詳細に説明する。

＜＜内燃機関＞＞
まず、内燃機関２の構成について説明する。

ロワーケースやオイルパン等を含むシリンダブロック２０ａは、シリンダヘッド２０ｂとともに、内燃機関２の本体部分（エンジンブロック）を構成する部材である。シリンダブロック２０ａの上端部には、シリンダヘッド２０ｂが固定されている。

シリンダブロック２０ａには、上述の通り、複数のシリンダ２１が、直列に設けられている。シリンダ２１内には、ピストン２２が、往復移動可能に収容されている。シリンダ２１及びピストン２２の下方には、クランクシャフト２３が、回転可能に支持されつつ収容されている。クランクシャフト２３は、ピストン２２の往復移動に基づいて回転駆動されるように、コンロッド２４を介して、クランクシャフト２３と連結されている。

シリンダヘッド２０ｂの下端面（シリンダブロック２０ａと対向する面）には、凹部が形成されている。この凹部は、シリンダ２１の上端部に対応する位置に設けられている。この凹部の内側の空間と、ピストン２２の頂面よりも上側のシリンダ２１の内側の空間と、によって、燃焼室ＣＣが形成されている。

シリンダヘッド２０ｂには、燃焼室ＣＣと連通するガス通路である吸気ポート２５及び排気ポート２６が形成されている。吸気ポート２５は、吸排気系統３における一部の構成とともに本発明の吸気通路を構成するものであって、当該吸気通路におけるシリンダ２１との接続部をなすものである。

また、シリンダヘッド２０ｂには、吸気ポート２５及び排気ポート２６を開閉するための動弁機構２７が設けられている。この動弁機構２７は、吸気ポート２５を開閉する吸気弁２７ａ、排気ポート２６を開閉する排気弁２７ｂ、及び、これら吸気弁２７ａや排気弁２７ｂを所定のタイミングで開閉動作させるための機構を備えている。かかる機構には、吸気弁２７ａを駆動する吸気カムシャフトを含むとともに当該吸気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２７ｃや、排気弁２７ｂを駆動する排気カムシャフト２７ｄ、等が含まれている。

さらに、内燃機関２には、インジェクタ２８が装着されている。インジェクタ２８は、吸気ポート２５内に燃料を噴射するように設けられている。

＜＜吸排気系統＞＞
次に、内燃機関２に接続された吸排気系統３の構成について説明する。

吸気ポート２５には、吸気マニホールド３１が接続されている。吸気マニホールド３１は、サージタンク３２と接続されている。サージタンク３２は、吸気ダクト３３と接続されている。すなわち、吸気ポート２５、吸気マニホールド３１、サージタンク３２、及び吸気ダクト３３によって、本発明の吸気通路が構成されている。

吸気ダクト３３には、インタークーラ３４が介装されている。本実施形態におけるインタークーラ３４は、空冷式であって、吸気通路を通流する空気を外気との熱交換によって冷却するようになっている。吸気ダクト３３における、インタークーラ３４よりも上流側には、エアフィルタ３５が介装されている。

吸気ダクト３３における、サージタンク３２とインタークーラ３４との間の位置には、スロットル弁３６が介装されている。スロットル弁３６は、吸気通路における流路断面積（開口断面積）を可変とするように設けられていて、スロットル弁アクチュエータ３６ａによって駆動されるようになっている。本実施形態のスロットル弁アクチュエータ３６ａは、ＤＣモータである。このスロットル弁アクチュエータ３６ａは、制御装置４が達成する後述の電子制御スロットル弁ロジックＡ１（図２参照）によって実際のスロットル弁開度θtaが目標スロットル弁開度θttとなるように生成及び送出された駆動信号に応じて動作するようになっている。

一方、排気ポート２６には、エキゾーストマニホールドを含む排気管３７が接続されている。排気ポート２６とともに排気通路を構成する排気管３７には、排気ガス浄化触媒３８が介装されている。

また、吸排気系統３には、過給機３９が設けられている。本実施形態の過給機３９は、いわゆるターボチャージャであって、タービン３９ａと、コンプレッサ３９ｂと、を備えている。タービン３９ａは、排気管３７における排気ガス浄化触媒３８よりも上流側に介装されていて、排気管３７内を通流する排気ガスによって回転駆動されるようになっている。コンプレッサ３９ｂは、吸気ダクト３３におけるインタークーラ３４とエアフィルタ３５との間の位置（すなわちスロットル弁３６よりも上流側）に介装されている。このコンプレッサ３９ｂは、タービン３９ａの回転に伴って回転駆動されることで、吸気ダクト３３内の空気を圧縮するようになっている。

＜制御装置の装置構成＞
本発明の内燃機関システム制御装置の一実施形態である制御装置４は、内燃機関システム１の動作を制御するように、以下の通りに構成されている。

制御装置４は、電子コントロールユニット（以下、「ＥＣＵ」と略称する。）４０を備えている。ＥＣＵ４０は、ＣＰＵ４０ａと、ＲＯＭ４０ｂと、ＲＡＭ４０ｃと、バックアップＲＡＭ４０ｄと、インターフェース４０ｅと、双方向バス４０ｆと、を備えている。ＣＰＵ４０ａ、ＲＯＭ４０ｂ、ＲＡＭ４０ｃ、バックアップＲＡＭ４０ｄ、及びインターフェース４０ｅは、双方向バス４０ｆによって互いに接続されている。

ＲＯＭ４０ｂには、ＣＰＵ４０ａにより実行されるルーチン（プログラム）の他に、このルーチンの実行の際に用いられるテーブル（マップ）やパラメータ等が、予め格納されている。ＲＡＭ４０ｃは、ＣＰＵ４０ａによりルーチンが実行される際に、必要に応じてデータを一時的に格納し得るようになっている。バックアップＲＡＭ４０ｄは、電源が投入された状態でＣＰＵ４０ａによりルーチンが実行される際にデータを格納するとともに、この格納されたデータを電源遮断後も保持し得るようになっている。

インターフェース４０ｅは、後述する各種センサと電気的に接続されていて、これらからの信号をＣＰＵ４０ａに伝達し得るようになっている。また、インターフェース４０ｅは、インジェクタ２８、スロットル弁アクチュエータ３６ａ、等の動作部と電気的に接続されていて、これらの動作部を動作させるための制御信号をＣＰＵ４０ａからこれらの動作部に伝達し得るようになっている。すなわち、ＥＣＵ４０は、上述の各種センサ等からの信号を受け取るとともに、当該信号に応じたＣＰＵ４０ａの演算結果に基づいて、上述の制御信号を各動作部に送出するように構成されている。

＜＜各種センサ＞＞
本実施形態の内燃機関システム１には、圧力センサ４１と、温度センサ４２と、カムポジションセンサ４３と、クランクポジションセンサ４４と、スロットルポジションセンサ４５と、アクセル開度センサ４６と、が設けられている。

圧力センサ４１及び温度センサ４２は、吸気ダクト３３における、エアフィルタ３５とコンプレッサ３９ｂの間の位置に介装されている。圧力センサ４１は、コンプレッサ３９ｂの上流側の吸気通路内の空気の圧力である吸気圧力Ｐａを表す信号を出力するようになっている。温度センサ４２は、コンプレッサ３９ｂの上流側の吸気通路内の空気の温度である吸気温度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４３は、可変吸気タイミング装置２７ｃに含まれる上述の吸気カムシャフトが９０°回転する毎に（すなわち、クランクシャフト２３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。

クランクポジションセンサ４４は、クランクシャフト２３と対向するように配置されている。このクランクポジションセンサ４４は、クランクシャフト２３の回転角度に応じたパルスを有する波形の信号（機関回転数Ｎｅに対応する信号）を出力するようになっている。具体的には、クランクポジションセンサ４４は、クランクシャフト２３が１０°回転する毎に幅狭のパルスを有するとともに、クランクシャフト２３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。

スロットルポジションセンサ４５は、スロットル弁３６に対応する位置に設けられている。このスロットルポジションセンサ４５は、スロットル弁３６の回転位相であるスロットル弁開度ＴＡに対応する信号を出力するようになっている。

アクセル開度センサ４６は、運転者によって操作されるアクセルペダル４７の操作量を表す信号（アクセルペダル操作量Ａｃｃｐ）を出力するようになっている。

＜制御装置の機能ブロック構成＞
図２は、図１に示されている制御装置４の機能ブロック図である。図２に示されているように、本実施形態の制御装置４は、上述の電子制御スロットル弁ロジックＡ１の他に、電子制御スロットル弁モデルＭ１と、スロットルモデルＭ２と、吸気弁モデルＭ３と、コンプレッサモデルＭ４と、インタークーラモデルＭ５と、吸気管モデルＭ６と、吸気弁モデルＭ７と、を備えている。

後述する詳細な説明によってより明確になるが、本実施形態においては、吸気弁モデルＭ３によって、本発明の筒内吸入空気流量算出手段の主要な部分が実現されている。また、本実施形態においては、コンプレッサモデルＭ４によって、本発明のコンプレッサ流出量算出手段の主要な部分が構成されている。また、本実施形態においては、スロットルモデルＭ２によって、本発明のスロットル通過空気量算出手段の主要な部分が構成されている。また、本実施形態においては、インタークーラモデルＭ５によって、本発明の過給圧算出手段の主要な部分が構成されている。また、本実施形態においては、吸気管モデルＭ６によって、本発明の吸気管内状態算出手段の主要な部分が構成されている。

＜各ブロックの機能＞
以下、図２に示されている各要素の機能及び作用を説明する。なお、各モデルを表す式の導出は周知であるため（例えば、特開２００１−４１０９５号公報や特開２００３−１８４６１３号公報等を参照。）、本明細書においてはその詳細な説明は省略されている。

まず、筒内空気量の推定の概要について説明する。

本実施形態の内燃機関２においては、インジェクタ２８は吸気弁２７ａよりも上流側に配置されている。このため、吸気弁２７ａの閉弁時（吸気行程が終了する時点）までに、燃料が噴射されなければならない。よって、燃焼室ＣＣ内に形成される燃料混合気の空燃比を目標とする空燃比と一致させるように燃料噴射量を決定するためには、燃料噴射前に、吸気弁２７ａの閉弁時における筒内空気量を予め推定する必要がある。

そこで、本実施形態の制御装置４は、物理法則に基づいて構築された計算モデルを用いて、現時点より先の所定時点での、インタークーラ３４内の空気（スロットル弁上流空気）の圧力及び温度を推定し、この推定値に基づいて、当該所定時点の筒内空気量を推定する。

各モデルは、ある時点における空気の挙動を表すように物理法則に基づいて導き出された数式（以下、「一般式」とも言う。）により表される。通常、この一般式において使用される値（変数）は、求めたい値が「ある時点」の値であるならば、すべて当該「ある時点」の値でなくてはならない。すなわち、例えば、あるモデルがｙ＝ｆ（ｘ）という一般式により表されているとき、現時点より先の所定時点のｙの値を求めるには、変数ｘを当該時点の値としなければならない。

ここで、前述したように、求めたい筒内空気量は、現時点（演算時点）より先の所定時点の値である。よって、後述するように各モデルにて使用するスロットル弁開度θt、吸気圧力Ｐａ、吸気温度Ｔａ、エンジン回転速度ＮＥ、及び吸気弁２７ａの開閉タイミング（以下、「吸気バルブタイミングＶＴ」と称する。）等の値は、すべて現時点より先の所定時点の値とする必要がある。

そこで、本実施形態の制御装置４は、目標とするスロットル弁開度を決定した時点から遅延させてスロットル弁３６（スロットル弁アクチュエータ３６ａ）を制御することにより、現時点より先の所定時点のスロットル弁開度θtを推定する。

もっとも、吸気圧力Ｐａ、吸気温度Ｔａ、エンジン回転速度ＮＥ、及び吸気バルブタイミングＶＴは、現時点から前記所定時点までの短い時間内ではそれほど大きく変化しない。よって、この制御装置４は、前記一般式において、前記所定時点の吸気圧力Ｐａ、吸気温度Ｔａ、エンジン回転速度ＮＥ、及び吸気バルブタイミングＶＴとして、現時点の検出値をそれぞれ採用する。

以上のように、本実施形態の制御装置４は、現時点より先の所定時点のスロットル弁開度θtの推定値と、現時点の吸気圧力Ｐａ、吸気温度Ｔａ、エンジン回転速度ＮＥ、及び吸気バルブタイミングＶＴの検出値と、各モデルと、に基づいて、当該所定時点の筒内空気量を推定する。

以下、具体的に、各モデルＭ１〜Ｍ７及びロジックＡ１について説明する。

＜＜電子制御スロットル弁モデルＭ１及び電子制御スロットル弁ロジックＡ１＞＞
電子制御スロットル弁モデルＭ１は、電子制御スロットル弁ロジックＡ１と協働して、現時点までのアクセルペダル操作量Accpに基づいて、現時点より先の第１時点（現時点から遅延時間ＴＤ（本例では６４ｍｓ）だけ経過した後の時点）までのスロットル弁開度θtを推定するモデルである。

具体的に述べると、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、図３に示されているアクセルペダル操作量Accpと目標スロットル弁開度θttとの関係を規定するテーブル及びアクセル開度センサ４６により検出された実際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弁開度である暫定目標スロットル弁開度θtt１を、所定時間ΔTt１（本例では２ｍｓ）の経過毎に決定する。

また、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、図４のタイムチャートに示されているように、決定された暫定目標スロットル弁開度θtt１を、所定の遅延時間ＴＤ後の時点（第１時点）の目標スロットル弁開度θttとして設定する。すなわち、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、所定の遅延時間ＴＤ前の時点にて決定された暫定目標スロットル弁開度θtt１を、現時点の目標スロットル弁開度θttとして設定する。そして、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、現時点のスロットル弁開度θtaが現時点の目標スロットル弁開度θttとなるように、スロットル弁アクチュエータ３６ａに対して駆動信号を送出する。

ところで、電子制御スロットル弁ロジックＡ１から前記駆動信号がスロットル弁アクチュエータ３６ａに対して送出されると、当該スロットル弁アクチュエータ３６ａの作動の遅れやスロットル弁３６の慣性等により、実際のスロットル弁開度θtaは、ある遅れを伴って目標スロットル弁開度θttに追従する。そこで、電子制御スロットル弁モデルＭ１は、下記(1)式に基づいて、遅延時間ＴＤ後の時点におけるスロットル弁開度を推定（予測）する（図４参照）。
θte(k)＝θte(k-1)＋ΔTt１・ｆ（θtt(k)，θte(k-1)) …(1)

この(1)式において、θte(k)は今回の演算時点にて新たに推定される予測スロットル弁開度θteであり、θtt(k)は今回の演算時点にて新たに設定された目標スロットル弁開度θttであり、θte(k-1)は今回の演算時点にて既に推定されていた予測スロットル弁開度θte（すなわち、前回の演算時点にて新たに推定された予測スロットル弁開度θte）である。また、関数ｆ（θtt，θte)は、図５に示されているように、θttとθteとの差Δθ（＝θtt−θte)が大きい程大きい値をとる関数（Δθ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は、今回の演算時点にて前記第１時点（現時点から遅延時間ＴＤ後の時点）の目標スロットル弁開度θttを新たに決定するとともに、前記第１時点のスロットル弁開度θteを新たに推定する。また、電子制御スロットル弁モデルＭ１は、前記第１時点までの目標スロットル弁開度θttと予測スロットル弁開度θteとを、現時点からの時間経過に対応させた形で、ＲＡＭ４０ｃに記憶させる（格納する）。

＜＜スロットルモデルＭ２＞＞
スロットルモデルＭ２は、本モデルを表す一般式である(2)式及び(3)式に基づいて、スロットル弁３６の周囲を通過する空気の流量であるスロットル通過空気流量mtを推定するモデルである。

(2)式において、Ct（θt）はスロットル弁開度θtに応じて変化する流量係数、At（θt）はスロットル弁開度θtに応じて変化するスロットル開口断面積（吸気通路内のスロットル弁３６の周囲の開口断面積）、Ｐicはインタークーラ３４内の空気の圧力であるインタークーラ内圧力（すなわちスロットル弁３６の上流の吸気通路内の空気の圧力であるスロットル弁上流圧力）、Ｐｍは吸気管部（吸気通路におけるスロットル弁３６から吸気弁２７ａまでの部分：以下同様）内の空気の圧力である吸気管内圧力、Ｔicはインタークーラ３４内の空気の温度であるインタークーラ内温度（すなわちスロットル弁３６の上流の吸気通路内の空気の温度であるスロットル弁上流温度）、Ｒは気体定数、κは空気の比熱比（以下、κを一定値として扱う。）である。

ここで、(2)式の右辺のCt（θt）及びAt（θt）の積であるCt（θt）・At（θt）は、スロットル弁開度θtに基づいて経験的に決定することができる。そこで、本実施形態においては、スロットル弁開度θtとCt（θt）・At（θt）との関係を規定するテーブルMAPCTATが、ＲＯＭ４０ｂに予め記憶されている。そして、スロットルモデルＭ２は、電子制御スロットル弁モデルＭ１により推定された予測スロットル弁開度θt(k-1)（＝θte）と、上述のテーブルMAPCTATと、に基づいて、Ct（θt）・At（θt）（＝MAPCTAT(θt(k-1))）を求める。

さらに、スロットルモデルＭ２は、値（Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1)）とテーブルMAPΦとから、値Φ(Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1))（＝MAPΦ(Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1))）を求める。ここで、値（Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1)）は、後述する吸気管モデルＭ６により既に推定されている直前（最新）の吸気管内圧力Ｐｍ(k-1)を、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力（スロットル弁上流圧力）Ｐic(k-1)で除した値である。また、テーブルMAPΦは、値Ｐｍ/Ｐicと値Φ(Ｐｍ/Ｐic)との関係を規定するテーブルであって、ＲＯＭ４０ｂに予め記憶されている。

スロットルモデルＭ２は、以上のようにして求めた値Φ(Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1))と、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力（スロットル弁上流圧力）Ｐic(k-1)及びインタークーラ内温度（スロットル弁上流温度）Ｔic(k-1)と、を前記(2)式に適用することで、スロットル通過空気流量mt(k-1)を求める。

＜＜吸気弁モデルＭ３＞＞
吸気弁モデルＭ３は、前記吸気管部内の空気の圧力である吸気管内圧力Ｐｍ、前記吸気管部内の空気の温度である吸気管内温度Ｔｍ、及びインタークーラ内温度Ｔic等から、吸気弁２７ａの周囲を通過してシリンダ２１内に流入する空気の流量である筒内流入空気流量mcを推定するモデルである。

吸気行程（吸気弁２７ａの閉弁時も含む）におけるシリンダ２１内（燃焼室ＣＣ内）の圧力は、吸気弁２７ａの上流の圧力、すなわち、吸気管内圧力Ｐｍとみなすことができる。よって、筒内流入空気流量mcは、吸気弁閉弁時の吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えることができる。そこで、吸気弁モデルＭ３は、筒内流入空気流量mcを、本モデルを表す一般式であり経験則に基づく下記(4)式に従って求める。
mc＝（Ｔic/Tm）・（c・Ｐｍ−d） …(4)

前記(4)式において、値cは比例係数であり、値dは燃焼室ＣＣ内に残存していた既燃ガス量を反映した値である。値cは、エンジン回転速度ＮＥ及び吸気バルブタイミングＶＴと定数cとの関係を規定するテーブルMAPCと、現時点のエンジン回転速度ＮＥ及び吸気バルブタイミングＶＴとから求めることができる(c＝MAPC(ＮＥ,ＶＴ))。このテーブルMAPCは、ＲＯＭ４０ｂに予め記憶されている。同様に、値dは、エンジン回転速度ＮＥ及び吸気バルブタイミングＶＴと定数dとの関係を規定するテーブルMAPDと、現時点のエンジン回転速度ＮＥ及び吸気バルブタイミングＶＴと、から求めることができる(d＝MAPD(ＮＥ,ＶＴ))。このテーブルMAPDも、ＲＯＭ４０ｂに予め記憶されている。

吸気弁モデルＭ３は、後述する吸気管モデルＭ６により既に推定されている直前（最新）の吸気管内圧力Ｐｍ(k-1)及び吸気管内温度Ｔｍ(k-1)と、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内温度Ｔic(k-1)と、を前記(4)式に適用することで、筒内流入空気流量mc(k-1)を推定する。

＜＜コンプレッサモデルＭ４＞＞
コンプレッサモデルＭ４は、インタークーラ内圧力Ｐic及び筒内流入空気流量mcに基づいて、コンプレッサ３９ｂから流出する空気（インタークーラ３４に供給される空気）の流量であるコンプレッサ流出空気流量mcmを推定するモデルである。

本発明の発明者は、種々の検討を行った結果、以下の知見を得た。

過給機３９の単体としては、コンプレッサ流出空気流量mcmとインタークーラ内圧力Ｐic（過給圧）との関係は、図６に示されているように、コンプレッサ回転速度Ｎcmに応じて様々に変化する。すなわち、コンプレッサ回転速度Ｎcmを一定とした場合の、コンプレッサ流出空気流量mcmとインタークーラ内圧力Ｐicとの関係を示すグラフは、１本の曲線状（原点方向すなわち図中左下方向に開口した略楕円弧状）となる。但し、コンプレッサ回転速度Ｎcmが上昇すると、上述の曲線の形状が変化するとともに、その位置も原点から離れる方向にシフトする。

他方、過給機３９の単体としてではなく、これを備えた内燃機関システム１としては、その定常運転状態では、インタークーラ内圧力Ｐicは、図７に示されているように、当該定常運転状態にてコンプレッサ流出空気流量mcmと一致する筒内流入空気流量mcの関数として表され得る（図中細い実線による曲線参照）。すなわち、当該定常運転状態における両者の関係を示すグラフは、コンプレッサ回転速度Ｎcmによらず、上述のシフト方向に沿った所定の１本の曲線状となる。なお、かかる関係は、実験によって予め求められ得る。

そこで、コンプレッサモデルＭ４は、まず、図７に示されている関係に基づいて、筒内流入空気流量mcから暫定過給圧Ｐic0を取得する。この暫定過給圧Ｐic0は、過給圧の暫定値、すなわち、現在の運転状態を定常運転状態と仮定した場合の筒内流入空気流量mcに対応するインタークーラ内圧力Ｐicである。

なお、図７にて一点鎖線で示された曲線は、ある筒内流入空気流量mc及びこれに基づいて取得した暫定過給圧Ｐic0に対応する、コンプレッサ流出空気流量mcmとインタークーラ内圧力Ｐicとのコンプレッサ回転速度Ｎcmが一定の条件下での関係（図６参照）である（すなわち、かかる一点鎖線で示された曲線を特定することで、コンプレッサ回転速度Ｎcmを推定することができる。）。また、図７にて太い実線で示されている直線は、図中細い実線の曲線と一点鎖線の曲線との交点における、当該一点鎖線の曲線の接線である。

過渡運転時においては、インタークーラ内圧力Ｐicは暫定過給圧Ｐic0とは異なり、コンプレッサ流出空気流量mcmも筒内流入空気流量mcとは異なる。よって、コンプレッサモデルＭ４は、暫定過給圧Ｐic0とインタークーラ内圧力Ｐicとの差ΔＰicに基づいて、コンプレッサ流出量補正値Δmcmを取得し、この補正値Δmcmを筒内流入空気流量mcに加算することで、コンプレッサ流出空気流量mcmを推定する。

図８は、図２に示されているコンプレッサモデルＭ４の構成の詳細を示す機能ブロック図である。以下、図２、図７、及び図８を参照すると、コンプレッサモデルＭ４は、マップＭ４１と、演算部Ｍ４２ないしＭ４４を有している。

マップＭ４１は、吸気弁モデルＭ３によって既に推定されている筒内流入空気流量mc(k-1)から暫定過給圧Ｐic0を取得するためのマップMAPPIC0（mc）であって（図７参照）、ＲＯＭ４０ｂに予め記憶されている。演算部Ｍ４２は、マップＭ４１を用いて取得された暫定過給圧Ｐic0（＝MAPPIC0（mc(k-1)））と、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)と、の差ΔＰicを算出する。

演算部Ｍ４３は、演算部Ｍ４２にて算出された値ΔＰicに所定のゲインＫを乗算することで、コンプレッサ流出量補正値Δmcmを算出する（ゲインＫは図７における太い実線の傾きに相当する。）。なお、このゲインＫは、ＲＯＭ４０ｂに予め記憶されたマップと、上述の筒内流入空気流量mc(k-1)及びインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)と、に基づいて取得されたものである（Ｋ＝MAPK(mc,Ｐic)）。

演算部Ｍ４４は、演算部Ｍ４３にて算出されたコンプレッサ流出量補正値Δmcmを、上述の筒内流入空気流量mc(k-1)に加算することで、コンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)を算出、推定する。

再び図２を参照すると、コンプレッサモデルＭ４は、また、コンプレッサ付与エネルギーEcmを推定するモデルでもある。コンプレッサ付与エネルギーEcmは、本モデルの一部を表す一般式である下記(5)式、コンプレッサ効率η、コンプレッサ流出空気流量mcm、値Ｐic/Ｐａ（インタークーラ内圧力Ｐicを吸気圧力Ｐａで除した値）、及び吸気温度Ｔａにより求められる（下記(5)式の導出過程については特開２００６−７０８８１号公報を参照）。

前記(5)式において、Cpは空気の定圧比熱である。また、コンプレッサ効率ηは、コンプレッサ流出空気流量mcmと、コンプレッサ回転速度Ｎcmと、に基づいて経験的に推定することができる。したがって、コンプレッサ効率ηは、コンプレッサ流出空気流量mcm及びコンプレッサ回転速度Ｎcmとコンプレッサ効率ηとの関係を規定するテーブルMAPETA、コンプレッサ流出空気流量mcm及びコンプレッサ回転速度Ｎcmに基づいて求められる。

ここで、本実施形態のコンプレッサモデルＭ４は、コンプレッサ回転速度Ｎcmを、図６及び図７に示されている関係に基づいて、コンプレッサ回転速度検出センサを用いることなく、精度良く推定する。すなわち、コンプレッサモデルＭ４は、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)と、上述のようにして推定されたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)と、図６に示されているようなマップ（MAPNcm(Ｐic,mcm)）と、から、コンプレッサ回転速度Ｎcmを推定する（Ｎcm＝MAPNcm(Ｐic(k-1),mcm(k-1))）。

ＲＯＭ４０ｂには、上述のテーブルMAPETAが、予め記憶されている（図９参照）。コンプレッサモデルＭ４は、このテーブルMAPETAと、上述のように推定されたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ回転速度Ｎcmと、から、コンプレッサ効率η(k-1)（＝MAPETA(mcm(k-1),Ｎcm)）を推定する。

そして、コンプレッサモデルＭ４は、上述のように推定されたコンプレッサ効率η(k-1)及びコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)と、値Ｐic(k-1)/Ｐａと、現時点の吸気温度Ｔａと、を上記(5)式に適用することで、コンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)を推定する。ここで、値Ｐic(k-1)/Ｐａは、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)を、現時点の吸気圧力Ｐａで除したものである。

＜＜インタークーラモデルＭ５＞＞
インタークーラモデルＭ５は、本モデルを表す一般式である下記(6)式及び下記(7)式、吸気温度Ｔａ、インタークーラ部に流入する空気の流量（すなわちコンプレッサ流出空気流量mcm）、コンプレッサ付与エネルギーEcm、並びに前記インタークーラ部から流出する空気の流量（すなわち、スロットル通過空気流量mt）から、インタークーラ内圧力Ｐic及びインタークーラ内温度Ｔicを求めるモデルである（下記(6)式及び(7)式の導出過程については特開２００６−７０８８１号公報を参照）。

なお、前記インタークーラ部は、インタークーラ３４の他に、コンプレッサ３９ｂの出口からスロットル弁３６までの吸気通路を含む。また、下記(6)式及び下記(7)式において、Vicは前記インタークーラ部の容積である。
d(Ｐic/Ｔic）/dt＝(R/Vic)・(mcm−mt) …(6)
dＰic/dt＝κ・(R/Vic)・(mcm・Ｔａ−mt・Ｔic)＋(κ−1)/(Vic)・(Ecm−K・(Ｔic−Ｔａ)) …(7)

インタークーラモデルＭ５は、コンプレッサモデルＭ４により取得されたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)と、スロットルモデルＭ２により取得されたスロットル通過空気流量mt(k-1)と、現時点の吸気温度Ｔａと、を前記(6)式及び前記(7)式の右辺に適用して、(6)式及び(7)式に基づく計算を行うことで、最新のインタークーラ内圧力Ｐic(k)及びインタークーラ内温度Ｔic(k)を推定する。

＜＜吸気管モデルＭ６＞＞
吸気管モデルＭ６は、本モデルを表す一般式である下記(8)式及び下記(9)式、前記吸気管部に流入する空気の流量（すなわちスロットル通過空気流量mt）、インタークーラ内温度（スロットル弁上流温度）Ｔic、並びに前記吸気管部から流出する空気の流量（すなわち筒内流入空気流量mc）から、吸気管内圧力Ｐｍ及び吸気管内温度Ｔｍを求めるモデルである。なお、下記(8)式及び下記(9)式において、Vmは前記吸気管部の容積である。
d(Ｐｍ/Ｔｍ）/dt＝(R/Vm)・(mt−mc) …(8)
dＰｍ/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ｔic−mc・Ｔｍ) …(9)

吸気管モデルＭ６は、スロットルモデルＭ２により取得されたスロットル通過空気流量mt(k-1)と、吸気弁モデルＭ３により取得された筒内流入空気流量mc(k-1)と、インタークーラモデルＭ５が推定した最新のインタークーラ内温度（スロットル弁上流温度）Ｔic(k)と、を前記(8)式及び前記(9)式の右辺に適用し、(8)式及び(9)式に基づく計算を行うことで、最新の吸気管内圧力Ｐｍ(k)及び吸気管内温度Ｔｍ(k)を推定する。

＜＜吸気弁モデルＭ７＞＞
吸気弁モデルＭ７は、上述の吸気弁モデルＭ３と同様のモデルを含んでいる。吸気弁モデルＭ７においては、前記吸気管モデルＭ６が推定した最新の吸気管内圧力Ｐｍ(k)及び吸気管内温度Ｔｍ(k)と、前記インタークーラモデルＭ５が推定した最新のインタークーラ内温度Ｔic(k)と、を、本モデルを表す一般式でありる前記(4)式に適用することで、最新の筒内流入空気流量mc(k)を求める。

そして、吸気弁モデルＭ７は、上述のようにして求めた筒内流入空気流量mc(k)に、現時点のエンジン回転速度ＮＥ及び現時点の吸気バルブタイミングＶＴから算出される時間Tint（吸気弁２７ａが開弁してから閉弁するまでの時間）を乗じることで、筒内空気量の推定値である予測筒内空気量KLfwdを求める。

＜実施形態の動作の具体例＞
次に、上述の構成を備えた本実施形態の制御装置４の動作の具体例について、フローチャートを用いて説明する。なお、フローチャートを示す図面においては、「ステップ」は“Ｓ”と略称されているものとする。

＜＜スロットル弁開度推定＞＞
ＣＰＵ４０ａは、図１０に示されているスロットル弁開度推定ルーチン１０００を、所定の演算周期ΔTt1（本例では２ｍｓ）の経過毎に実行する。

ＣＰＵ４０ａは、所定のタイミングにてルーチン１０００の処理を開始する。ルーチン１０００の処理が開始されると、まず、ステップ１００５にて、変数ｉに「０」が設定される。次に、ステップ１０１０にて、変数ｉが遅延回数ntdlyと等しいか否かが判定される。この遅延回数ntdlyは、遅延時間ＴＤ（本例では６４ｍｓ）を前記演算周期ΔTt1で除した値（本例では３２）である。

ルーチン１０００の処理の開始直後のこの時点では、変数ｉは「０」である。よって、ステップ１０１０の判定が「Ｎｏ」となり、処理がステップ１０１５に進行する。ステップ１０１５にて、ＣＰＵ４０ａは、目標スロットル弁開度θtt(i)に目標スロットル弁開度θtt(i+1)の値を格納するとともに、続くステップ１０２０にて、予測スロットル弁開度θte(i)に予測スロットル弁開度θte(i+1)の値を格納する。以上の処理により、目標スロットル弁開度θtt(0)に目標スロットル弁開度θtt(1)の値が格納され、予測スロットル弁開度θte(0)に予測スロットル弁開度θte(1)の値が格納される。続いて、ＣＰＵ４０ａは、ステップ１０２５にて変数ｉの値を「１」だけ増大させて、ステップ１０１０の処理に戻る。

変数ｉの値が遅延回数ntdlyより小さい間は、再びステップ１０１５〜１０２５が実行される。すなわち、ステップ１０１５〜１０２５は、変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなるまで繰り返し実行される。これにより、目標スロットル弁開度θtt(i+1)の値が目標スロットル弁開度θtt(i)に順次シフトされ、予測スロットル弁開度θte(i+1)の値が予測スロットル弁開度θte(i)に順次シフトされて行く。

変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなると、ステップ１０１０の判定が「Ｙｅｓ」となり、処理がステップ１０３０に進行する。このステップ１０３０にて、ＣＰＵ４０ａは、現時点のアクセルペダル操作量Accpと図３の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θtt１を求めるとともに、これを遅延時間ＴＤ後の目標スロットル弁開度θttとするために目標スロットル弁開度θtt(ntdly)に格納する。

続いて、処理がステップ１０３５に進行する。このステップ１０３５にて、ＣＰＵ４０ａは、前回の演算時点にて格納した予測スロットル弁開度θte(ntdly-1)と、ステップ１０３０にて格納した目標スロットル弁開度θtt(ntdly)と、前記(1)式（図１０におけるステップ１０３５内に示された式参照）と、に基づいて、現時点から遅延時間ＴＤ後の予測スロットル弁開度θte(ntdly)を算出する。そして、ＣＰＵ４０ａは、ステップ１０４０にて、実際のスロットル弁開度θtaが目標スロットル弁開度θtt(0)となるように、スロットル弁アクチュエータ３６ａに対して駆動信号を送出し、本ルーチンを一旦終了する。

以上のように、目標スロットル弁開度θttに関するメモリ（ＲＡＭ４０ｃ）においては、本ルーチンが実行される毎に、メモリの内容が一つずつシフトされていく。そして、目標スロットル弁開度θtt(0)に格納された値が、電子制御スロットル弁ロジックＡ１によりスロットル弁アクチュエータ３６ａに出力される、目標スロットル弁開度θttとして設定される。

すなわち、今回の本ルーチンの実行により目標スロットル弁開度θtt(ntdly)に格納された値は、その後本ルーチンが遅延回数ntdlyだけ繰り返されたとき（遅延時間ＴＤ後）、θtt(0)に格納される。また、予測スロットル弁開度θteに関するメモリ（ＲＡＭ４０ｃ）においては、同メモリ内のθte(m）に現時点から所定時間(m・ΔTt）経過後の予測スロットル弁開度θteが格納される。この場合の値mは、０〜ntdlyの整数である。

＜＜筒内空気量推定＞＞
一方、ＣＰＵ４０ａは、図１１に示されている筒内空気量推定ルーチン１１００を所定の演算周期ΔTt2（本例では８ｍｓ）の経過毎に実行することにより、現時点より先の時点の筒内空気量（予測筒内空気量KLfwd）を推定する。

具体的に説明すると、ＣＰＵ４０ａは、所定のタイミングにて、ルーチン１１００の処理を開始する。ルーチン１１００の処理が開始されると、まず、ステップ１１０５にて、前記スロットルモデルＭ２によりスロットル通過空気流量mt(k-1)を求めるため、図１２のフローチャートに示されているルーチン１２００に処理が進行する。

ルーチン１２００においては、ＣＰＵ４０ａは、まず、ステップ１２０５にて、上述のルーチン１０００の実行によりメモリに格納されているθte(m)から、現時点より所定の時間間隔Δt0だけ後の時点と最も近い時点のスロットル弁開度として推定された予測スロットル弁開度θte(m)を、予測スロットル弁開度θt(k-1)として読み込む。ここで、所定の時間間隔Δt0は、本例では、特定の気筒の燃料噴射開始時期前の所定の時点（燃料噴射量を決定する必要がある最終の時点）から、同気筒の吸気行程における吸気弁２７ａの閉弁時（第２時点）までの時間である。

以下、説明の便宜上、前回の演算時点における前記予測スロットル弁開度θt(k-1)に対応する時点を前回推定時点t1とし、今回の演算時点における前記予測スロットル弁開度θt(k-1)に対応する時点を今回推定時点t2とする（第１時点、所定の時間間隔Δt0、前回推定時点t1及び今回推定時点t2の関係を示した模式図である図１３を参照。）。

次に、処理がステップ１２１０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、前記(2)式のCt（θt）・At（θt）を、前記テーブルMAPCTATと予測スロットル弁開度θt(k-1)とから求める。次いで、処理がステップ１２１５に進行し、ＣＰＵ４０ａは、値（Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1)）と前記テーブルMAPΦとから、値Φ(Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1))を求める。ここで、値（Ｐｍ(k-1)/Ｐic(k-1)）は、前回の図１１のルーチンの実行時における後述するステップ１１２５にて求められた前回推定時点t1における吸気管内圧力Ｐｍ(k-1)を、前回の図１１のルーチンの実行時における後述するステップ１１２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)で除した値である。

続いて、処理がステップ１２２０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、ステップ１２１０及びステップ１２１５にてそれぞれ求めた値と、スロットルモデルＭ２を表す前記(2)式（図１２におけるステップ１２２０内に示された式参照）と、前回の図１１のルーチンの実行時における後述するステップ１１２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)及びインタークーラ内温度Ｔic(k-1)と、に基づいて、前回推定時点t1におけるスロットル通過空気流量mt(k-1)を求める。そして、このルーチン１２００が一旦終了して、処理が図１１のステップ１１１０に進行する。

ステップ１１１０において、ＣＰＵ４０ａは、吸気弁モデルＭ３を表す前記(4)式（図１１におけるステップ１１１０内に示された式参照）の係数cを、前記テーブルMAPCと、現時点のエンジン回転速度ＮＥ及び現時点の吸気バルブタイミングＶＴと、から求める。同様に、ＣＰＵ４０ａは、前記(4)式の値dを、前記テーブルMAPDと、現時点のエンジン回転速度ＮＥ及び現時点の吸気バルブタイミングＶＴと、から求める。さらに、ＣＰＵ４０ａは、前記(4)式と、前回の本ルーチンの実行時における後述するステップ１１２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内温度Ｔic(k-1)と、前回の本ルーチンの実行時における後述するステップ１１２５にて求められた前回推定時点t1における吸気管内圧力Ｐｍ(k-1)及び吸気管内温度Ｔｍ(k-1)と、に基づいて、前回推定時点t1における筒内流入空気流量mc(k-1)を求める。

次に、処理がステップ１１１５に進行し、コンプレッサモデルＭ４によりコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)を求めるため、図１４のフローチャートに示されているルーチン１４００に処理が進行する。

ルーチン１４００においては、ＣＰＵ４０ａは、まず、ステップ１４１０にて、上述のステップ１１１０にて取得された前回推定時点t1における筒内流入空気流量mc(k-1)と、前記マップMAPPIC0（mc）と、に基づいて、暫定過給圧Ｐic0を取得する。次に、処理がステップ１４２０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、この暫定過給圧Ｐic0と、前回の図１１のルーチンの実行時における後述するステップ１１２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)と、の差ΔＰicを算出する。

続いて、処理がステップ１４３０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、上述のインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)及び前回推定時点t1における筒内流入空気流量mc(k-1)と、前記マップMAPK(mc,Ｐic)と、に基づいて、ゲインＫを取得する。次いで、処理がステップ１４４０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、このゲインＫと上述の値ΔＰicとを乗算することで、コンプレッサ流出量補正値Δmcmを算出する。次いで、処理がステップ１４５０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、ステップ１４４０にて算出された補正値Δmcmを、前回推定時点t1における筒内流入空気流量mc(k-1)に加算することで、前回推定時点t1におけるコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)を求める。

その後、処理がステップ１４６０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、上述のインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)及びコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)と、前記マップMAPNcm(Ｐic,mcm)と、に基づいて、コンプレッサ回転速度Ｎcmを推定する。続いて、ＣＰＵ４０ａは、ステップ１４７０にて、前記テーブルMAPETAと、ステップ１４６０にて推定されたコンプレッサ回転速度Ｎcmと、に基づいて、コンプレッサ効率η(k-1)を求める。

さらに、処理がステップ１４８０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、前回の図１１のルーチンの実行時における後述するステップ１１２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)を現時点の吸気圧力Ｐａで除した値Ｐic(k-1)/Ｐａと、ステップ１４５０にて求めたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)と、ステップ１４７０にて求めたコンプレッサ効率η(k-1)と、現時点の吸気温度Ｔａと、コンプレッサモデルＭ４の一部を表す前記(5)式（図１４におけるステップ１４２０内に示された式参照）と、に基づいて、前回推定時点t1におけるコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)を求める。そして、このルーチン１４００が一旦終了して、処理が図１１のステップ１１２０に進行する。

ステップ１１２０にて、ＣＰＵ４０ａは、インタークーラモデルＭ５を表す前記(6)式及び(7)式を離散化した式（差分方程式：図１１におけるステップ１１２０内に示された式参照）と、上述のステップ１１０５及びステップ１１１５にてそれぞれ求めたスロットル通過空気流量mt(k-1)、コンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)、及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)と、に基づいて、今回推定時点t2におけるインタークーラ内圧力Ｐic(k)と、このインタークーラ内圧力Ｐic(k)を今回推定時点t2におけるインタークーラ内温度Ｔic(k)にて除した値｛Ｐic/Ｔic｝(k)と、を求める。

なお、Δｔは、このインタークーラモデルＭ５による計算（ステップ１１２０）及び後述する吸気管モデルＭ６による計算（ステップ１１２５）で使用される離散間隔であり、下記の式により表される。
Δｔ＝t2−t1

すなわち、ステップ１１２０においては、前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Ｐic(k-1)及びインタークーラ内温度Ｔic(k-1)等から、今回推定時点t2におけるインタークーラ内圧力Ｐic(k)及びインタークーラ内温度Ｔic(k)が求められる。

次に、処理がステップ１１２５に進行し、ＣＰＵ４０ａは、吸気管モデルＭ６を表す前記(8)式及び(9)式を離散化した式（差分方程式：図１１におけるステップ１１２５内に示された式参照）と、上述のステップ１１０５及びステップ１１１０にてそれぞれ求めたスロットル通過空気流量mt(k-1)及び筒内流入空気流量mc(k-1)と、前回の本ルーチンの実行時におけるステップ１１２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内温度Ｔic(k-1)と、に基づいて、今回推定時点t2における吸気管内圧力Ｐｍ(k)と、この吸気管内圧力Ｐｍ(k)を今回推定時点t2における吸気管内温度Ｔｍ(k)にて除した値｛Ｐｍ/Ｔｍ｝(k)と、を求める。すなわち、ステップ１１２５においては、前回推定時点t1における吸気管内圧力Ｐｍ(k-1)及び吸気管内温度Ｔｍ(k-1)等から、今回推定時点t2における吸気管内圧力Ｐｍ(k)及び吸気管内温度Ｔｍ(k)が求められる。

続いて、処理がステップ１１３０に進行し、ＣＰＵ４０ａは、吸気弁モデルＭ７を表す前記(4)式を用いて、今回推定時点t2における筒内流入空気流量mc(k)を求める。このとき、係数c及び値dとして、上述のステップ１１１０にて求めた値が用いられる。また、インタークーラ内温度Ｔic(k)、吸気管内圧力Ｐｍ(k)、及び吸気管内温度Ｔｍ(k)は、上述のステップ１１２０及びステップ１１２５にてそれぞれ求められた今回推定時点t2における値（最新の値）が用いられる。

そして、ＣＰＵ４０ａは、続くステップ１１３５にて、現時点のエンジン回転速度ＮＥと現時点の吸気バルブタイミングＶＴとにより求められる吸気弁開弁時間（吸気弁２７ａが開弁してから閉弁するまでの時間）Tintを計算し、さらに、続くステップ１１４０にて、前記今回推定時点t2における筒内流入空気流量mc(k)に吸気弁開弁時間Tintを乗じることで予測筒内空気量KLfwdを算出し、本ルーチンを一旦終了する。

以上のように算出される予測筒内空気量KLfwdについて、さらに説明する。ここで、説明の便宜上、クランクシャフト２３が３６０°回転する時間よりも図１１の筒内空気量推定ルーチンの演算周期ΔTt2が十分に短い場合であって、且つ、所定の時間間隔Δt0が大きく変化しない場合を考える。

このとき、今回推定時点t2は、上述した筒内空気量推定ルーチン１１００の実行が繰り返される毎に、略演算周期ΔTt2だけ先の時点へと移行していく。そして、特定の気筒の燃料噴射開始時期前の所定の時点（燃料噴射量を決定する必要がある最終の時点）にて本ルーチンが実行されると、今回推定時点t2は、前記第２時点（同気筒の吸気行程における吸気弁２７ａの閉弁時）と略一致する。したがって、この時点にて算出される予測筒内空気量KLfwdは、前記第２時点の筒内空気量の推定値となっている。

＜実施形態による作用・効果＞
上述の通り、本実施形態の制御装置４は、排気系のパラメータと比べて取得（計測あるいは算出）が精度良く行われ得る吸気系のパラメータと空気モデル（吸気弁モデル等）とを用いて筒内吸入空気流量mcを算出するとともに、この算出値と図７に示されている所定の関係とに基づいて、コンプレッサ流出空気流量mcmを算出する。したがって、本実施形態の構成によれば、コンプレッサ流出空気流量mcm及び予測筒内空気量KLfwdが、より高い精度にて推定され得る。

また、本実施形態の制御装置４は、コンプレッサ流出空気流量mcm及び予測筒内空気量KLfwdの算出に際し、空気流量センサの出力値ではなく、スロットルモデルＭ２により推定されたスロットル通過空気流量mtが用いられている。したがって、本実施形態の構成によれば、コンプレッサ流出空気流量mcm及び予測筒内空気量KLfwdが、よりいっそう高い精度にて推定され得る。

さらに、本実施形態の制御装置４は、コンプレッサ回転速度検出センサを用いずに、コンプレッサモデルＭ４及びインタークーラモデルＭ５を構築している。したがって、本実施形態によれば、コンプレッサ流出空気流量mcm及び予測筒内空気量KLfwdの高精度での推定が、簡略かつ信頼性の高い装置構成で行われ得る。

＜変形例の例示列挙＞
なお、上述の実施形態は、上述した通り、出願人が取り敢えず本願の出願時点において最良であると考えた本発明の代表的な実施形態を単に例示したものにすぎない。よって、本発明はもとより上述の実施形態に何ら限定されるものではない。したがって、本発明の本質的部分を変更しない範囲内において、上述の実施形態に対して種々の変形が施され得ることは、当然である。

以下、代表的な変形例について、幾つか例示する。もっとも、言うまでもなく、変形例とて、以下に列挙されたもの限定されるものではない。また、複数の変形例の全部又は一部が、技術的に矛盾しない範囲内において、適宜、互いに複合的に適用され得る。本発明（特に、本発明の課題を解決するための手段を構成する各構成要素における、作用的・機能的に表現されているもの）は、上述の実施形態や、下記変形例の記載に基づいて限定解釈されてはならない。このような限定解釈は、（先願主義の下で出願を急ぐ）出願人の利益を不当に害する反面、模倣者を不当に利するものであって、許されない。

（Ａ）本発明は、上述の実施形態で示された具体的な装置構成に限定されない。

例えば、本発明は、ガソリンエンジン、ディーゼルエンジン、メタノールエンジン、バイオエタノールエンジン、その他任意のタイプの内燃機関に適用可能である。気筒数や気筒配列方式（直列、Ｖ型、水平対向）も、特に限定はない。

インタークーラ３４は、水冷式のものであってもよい。あるいは、インタークーラ３４は、なくてもよい。過給機３９は、ターボチャージャ以外の方式のものであってもよい。

（Ｂ）また、本発明は、上述の実施形態で示された具体的な機能・動作に限定されない。

・例えば、遅延時間ＴＤは、一定の時間ではなく、エンジン回転速度ＮＥに応じた可変の時間（例えばクランクシャフト２３が所定角度だけ回転するのに要する時間）であってもよい。

・内燃機関システム１にスロットル弁３６が設けられていない場合、スロットルモデルＭ２に代えて、吸気弁モデルＭ３及び／又は吸気管モデルＭ６を適宜変容した計算モデルを構築することで、コンプレッサモデルＭ４等の他のモデルにおける計算に必要なパラメータが生成され得る。インタークーラ３４が設けられていない場合も同様である。

・スロットル弁アクチュエータ３６ａに対して駆動信号が送出された時点から、ほとんど遅れることなく、実際のスロットル弁開度θtaが目標スロットル弁開度θttとなる場合には、(1)式に換えて、下記の式が適用されてもよい。
θte(k)＝θtt(k)

・図６や図７におけるインタークーラ内圧力Ｐicに代えて、これと吸気圧力Ｐａとの比Ｐic/Ｐａが、本発明の「過給圧」として用いられ得る。

・上述の実施形態のコンプレッサモデルＭ４においては、コンプレッサ付与エネルギーEcmを推定するために、コンプレッサ回転速度Ｎcmが推定される。すなわち、上述の実施形態におけるコンプレッサモデルＭ４は、コンプレッサ回転速度推定手段を含んでいることになる。

上述のようにしてコンプレッサモデルによりコンプレッサ回転速度Ｎcmが推定される場合、これを特開２００６−７０８８１号公報に開示された構成に適用することで、当該構成におけるコンプレッサ回転速度検出手段が省略される。具体的には、本明細書に即して説明すると、コンプレッサモデルＭ４は、図７の関係と筒内流入空気流量mc(k-1)の算出値とに基づいて暫定過給圧Ｐic0を取得し、この暫定過給圧Ｐic0と筒内流入空気流量mc(k-1)の算出値と図６のマップとからコンプレッサ回転速度Ｎcmを取得し、このコンプレッサ回転速度Ｎcmとインタークーラ内圧力Ｐicと図６のマップとに基づいてコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)を算出、推定することができる。

すなわち、本発明の「コンプレッサ流出量算出手段」における「暫定過給圧」は、「コンプレッサ回転速度」と等価であるということができる。

・過給機３９の応答遅れが無視できない場合は、当該応答遅れをコンプレッサ流出空気流量mcmの算出値に反映させることで、当該応答遅れが良好に補償され得る。

図１０は、かかる変形例に対応したものであって、図８に示されているコンプレッサモデルＭ４の変形例を示す機能ブロック図である。本例においては、コンプレッサモデルＭ４は、コンプレッサ流出空気流量mcmの算出の基礎となる筒内吸入空気流量mcの算出値に、過給機３９の応答遅れを反映させるようになっている。

具体的には、コンプレッサモデルＭ４は、遅れメモリＭ４５、及び演算部Ｍ４６〜Ｍ４８を備えていて、筒内流入空気流量mcをなまし処理して暫定コンプレッサ流出空気流量mcm0を取得するようになっている。

遅れメモリＭ４５は、暫定コンプレッサ流出空気流量mcm0(k-1)の前回値mcm0(k-2)を出力する。演算部Ｍ４６は、筒内流入空気流量mc(k-1)と、遅れメモリＭ４５から出力された値mcm0(k-2)との偏差Δmcを出力する。演算部Ｍ４７は、この偏差Δmcに、なまし係数ξを乗算したものを出力する。演算部Ｍ４８は、この演算部Ｍ４７の出力値と、値mcm0(k-2)とを加算することで、今回の暫定コンプレッサ流出空気流量mcm0(k-1)を出力する。この暫定コンプレッサ流出空気流量mcm0(k-1)は、ＲＡＭ４０ｃに構築された遅れメモリＭ４５に順次格納される。

（Ｃ）その他、特段に言及されていない変形例についても、本発明の本質的部分を変更しない範囲内において、本発明の範囲内に含まれることは当然である。また、本発明の課題を解決するための手段を構成する各要素における、作用・機能的に表現されている要素は、上述の実施形態や変形例にて開示されている具体的構造の他、当該作用・機能を実現可能ないかなる構造をも含む。

本発明の一実施形態が適用された内燃機関システムの全体構成を概略的に示す図である。 図１に示されている制御装置の機能ブロック図である。 図１に示されているＣＰＵが参照する、アクセルペダル操作量と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す図である。 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すグラフである。 暫定過給圧及びコンプレッサ回転速度の取得のために図１に示されているＣＰＵが参照する、インタークーラ内圧力、コンプレッサ流出空気流量、及びコンプレッサ回転速度の関係を規定したテーブルを示す図である。 暫定過給圧の取得のために図１に示されているＣＰＵが参照する、筒内流入空気流量とインタークーラ内圧力との関係を規定したテーブルを示す図である。 図２に示されているコンプレッサモデルの構成の詳細を示す機能ブロック図である。 図１に示されているＣＰＵが参照する、コンプレッサ流出空気流量及びコンプレッサ回転速度とコンプレッサ効率との関係を規定したテーブルを示す図である。 図１に示されているＣＰＵにより実行されるスロットル弁開度推定ルーチンを示すフローチャートである。 図１に示されているＣＰＵにより実行される筒内空気量推定ルーチンを示すフローチャートである。 図１に示されているＣＰＵにより実行されるスロットル通過空気流量ルーチンを示すフローチャートである。 第１時点、所定の時間間隔Δt0、前回推定時点t1及び今回推定時点t2の関係を示した模式図である。 図１に示されているＣＰＵにより実行されるコンプレッサ流出空気流量及びコンプレッサ付与エネルギーの推定ルーチンを示すフローチャートである。 図８に示されているコンプレッサモデルの変形例を示す機能ブロック図である。

符号の説明

１…内燃機関システム ２…内燃機関 ２１…シリンダ
２５…吸気ポート ２７ａ…吸気弁 ２８…インジェクタ
３…吸排気系統 ３１…吸気マニホールド ３３…吸気ダクト
３４…インタークーラ ３６…スロットル弁 ３６ａ…スロットル弁アクチュエータ
３７…排気管 ３９…過給機 ３９ｂ…コンプレッサ
４…制御装置 ４０…ＥＣＵ ４０ａ…ＣＰＵ
４０ｂ…ＲＯＭ ４１…圧力センサ ４２…温度センサ
４３…カムポジションセンサ ４４…クランクポジションセンサ
４５…スロットルポジションセンサ ４６…アクセル開度センサ

Claims (8)

1. 内燃機関の内部に設けられた気筒と接続された、吸気通路と、
   前記吸気通路における前記気筒との接続部である吸気ポートを開閉するように前記内燃機関に設けられた、吸気弁と、
   前記吸気通路に介装されていて当該吸気通路における流路断面積を調整可能な、スロットル弁と、
   前記吸気通路における前記スロットル弁よりも上流側にて当該吸気通路内の空気を圧縮するコンプレッサを有する、過給機と、
   を備えた内燃機関システムを制御する、内燃機関システム制御装置であって、
   前記気筒内に流入する空気の流量である筒内吸入空気流量を、前記吸気通路と前記スロットル弁と前記吸気弁とを含む吸気系の状態を示すパラメータと、当該吸気系における空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである空気モデルと、を用いて算出する、筒内吸入空気流量算出手段と、
   前記内燃機関システムにおける定常運転状態での前記筒内吸入空気流量と前記コンプレッサによって圧縮された空気の圧力に対応する過給圧との関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、前記コンプレッサから流出する空気の流量であるコンプレッサ流出量を算出する、コンプレッサ流出量算出手段と、
   を備えたことを特徴とする、内燃機関システム制御装置。
2. 請求項１に記載の、内燃機関システム制御装置において、
   前記スロットル弁における空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルであるスロットルモデルを用いて、前記スロットル弁における空気の流量であるスロットル通過空気量を、前記スロットル弁の開度に基づいて算出する、スロットル通過空気量算出手段と、
   前記コンプレッサと前記スロットル弁との間に介装されていて前記コンプレッサから流出する空気を冷却するインタークーラ内の空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルであるインタークーラモデルを用いて、前記過給圧を、前記スロットル通過空気量算出手段によって算出された前記スロットル通過空気量に基づいて算出する、過給圧算出手段と、
   をさらに備え、
   前記筒内吸入空気流量算出手段は、
   前記吸気弁における空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである、前記空気モデルとしての吸気弁モデルを用いて、前記筒内吸入空気流量を、前記スロットル通過空気量算出手段によって算出された前記スロットル通過空気量に基づいて算出し、
   前記コンプレッサ流出量算出手段は、
   前記関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、前記過給圧の暫定値である暫定過給圧を取得し、
   前記暫定過給圧と、前記過給圧算出手段による前記過給圧の算出値と、に基づいて、前記コンプレッサ流出量を算出することを特徴とする、内燃機関システム制御装置。
3. 請求項２に記載の、内燃機関システム制御装置において、
   前記吸気通路における前記スロットル弁よりも下流側の部分での空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである吸気管モデルを用いて、当該部分における空気の圧力及び温度である吸気管内圧力及び吸気管内温度を、前記スロットル通過空気量算出手段によって算出された前記スロットル通過空気量に基づいて算出する、吸気管内状態算出手段をさらに備え、
   前記筒内吸入空気流量算出手段は、
   前記吸気弁モデルを用いて、前記筒内吸入空気流量を、前記吸気管内状態算出手段による前記吸気管内圧力及び前記吸気管内温度の算出値に基づいて算出することを特徴とする、内燃機関システム制御装置。
4. 内燃機関の内部に設けられた気筒と接続された、吸気通路と、
   前記吸気通路における前記気筒との接続部である吸気ポートを開閉するように前記内燃機関に設けられた、吸気弁と、
   前記吸気弁よりも上流側にて前記吸気通路内の空気を圧縮するコンプレッサを有する、過給機と、
   を備えた内燃機関システムを制御する、内燃機関システム制御装置であって、
   前記気筒内に流入する空気の流量である筒内吸入空気流量を、前記吸気通路と前記吸気弁とを含む吸気系の状態を示すパラメータと、当該吸気系における空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである空気モデルと、を用いて算出する、筒内吸入空気流量算出手段と、
   前記内燃機関システムにおける定常運転状態での前記筒内吸入空気流量と前記コンプレッサによって圧縮された空気の圧力に対応する過給圧との関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、前記コンプレッサから流出する空気の流量であるコンプレッサ流出量を算出する、コンプレッサ流出量算出手段と、
   を備えたことを特徴とする、内燃機関システム制御装置。
5. 請求項４に記載の、内燃機関システム制御装置であって、
   前記筒内吸入空気流量算出手段は、
   前記吸気弁における空気の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルである、前記空気モデルとしての吸気弁モデルを用いて、前記筒内吸入空気流量を算出することを特徴とする、内燃機関システム制御装置。
6. 請求項４又は請求項５に記載の、内燃機関システム制御装置であって、
   前記コンプレッサ流出量算出手段は、
   前記関係と、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値と、に基づいて、前記コンプレッサの回転速度を算出し、
   前記回転速度の算出値に基づいて、前記コンプレッサ流出量を算出することを特徴とする、内燃機関システム制御装置。
7. 請求項１ないし請求項６のうちのいずれか１項に記載の、内燃機関システム制御装置において、
   前記コンプレッサ流出量算出手段による前記コンプレッサ流出量の算出値に、前記過給機の応答遅れを反映させる、応答性反映手段をさらに備えたことを特徴とする、内燃機関システム制御装置。
8. 請求項７に記載の、内燃機関システム制御装置であって、
   前記応答性反映手段は、前記コンプレッサ流出量算出手段による前記コンプレッサ流出量の算出の基礎となる、前記筒内吸入空気流量算出手段による前記筒内吸入空気流量の算出値に、前記過給機の応答遅れを反映させることを特徴とする、内燃機関システム制御装置。

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