JP2687430B2 - 内燃機関の吸入空気量推定装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、エアフロメータを用いた内燃機関のシリン
ダ内に流入する吸入空気量を推定する内燃機関の吸入空
気量推定装置に関する。

［従来の技術］ 従来より、内燃機関の制御装置の一つとして、内燃機
関に吸入される空気の流量（以下、吸気流量という）Ｑ
をエアフロメータを用いて検出し、この検出結果Ｑと内
燃機関の回転速度ωとに基づき燃料噴射量や点火時期を
制御する装置が知られている。この種の制御装置は、吸
気行程時にシリンダ内に流入する吸入空気量ｍcが、エ
アフロメータで検出された吸気流量Ｑと回転速度ωとに
より次式（２）の如く記述できることに着目してなされ
たもので、 ｍc＝Ｋ・Q/ω …（２） （但し、K:定数） 吸気流量Ｑと回転速度ωとに基づき内燃機関の制御量
を決定することで、シリンダ内に流入する燃料混合気の
空燃比を所望の値に制御したり、点火時期を最適な出力
トルクが得られる値に制御している。

［発明が解決しようとする課題］ ところが上記のように機関制御を行なった場合、内燃
機関が定常運転されている場合には、制御を良好に行な
うことができるものの、内燃機関の運転条件が変化する
過渡運転時には、空燃比や点火時期を内燃機関の運転状
態に応じて良好に制御することができないといった問題
があった。

これは吸気の脈動を抑えるために吸気通路に設けられ
たサージタンクによって、エアフロメータで検出された
吸気流量Ｑと、実際にシリンダ内に流入する吸入空気量
ｍcとが対応しなくなってしまうからである。

つまり内燃機関の加速開始時には、エアフロメータを
通過した空気が一時サージタンク内に蓄えられ、シリン
ダ内への吸気空気量がQ/ωで推定される値より少なくな
るとか、逆に内燃機関の減速開始時には、サージタンク
内の空気が内燃機関のシリンダ内に入り、エアフロメー
タで検出された以上の空気がシリンダ内に入るといった
ことがあり、この結果内燃機関の過渡運転時には燃料噴
射制御や点火時期制御の精度が低下してしまうのであ
る。

そこで本発明は、内燃機関の燃料噴射制御や点火時期
制御を行なう場合に、制御量を常に内燃機関のシリンダ
内に流入する吸入空気量に対応した値に設定できるよう
にするために、エアフロメータからの出力信号に基づき
吸入空気量を正確に推定することのできる内燃機関の吸
入空気量推定装置を提供することを目的としてなされ
た。

［課題を解決するための手段］ 即ち上記目的を達するためになされた本発明は、第１
図に例示する如く、 内燃機関M1の吸気通路M2に設けられ、内燃機関M1に吸
入される空気の流量Ｑを検出する吸気流量検出手段M3
と、 内燃機関の回転速度ωを検出する回転速度検出手段M4
と、 上記各検出手段M3及びM4の検出結果Ｑ及びωに基づ
き、内燃機関M1に於ける吸入空気の質量保存則を記述し
た物理モデルに基づき設定された次式（１） ｍc（ｋ＋１）＝α・Q/ω＋β・ｍc（ｋ） …（１） （但し、α＝Ａ・ν・30・C²/V、β＝１−Ａ・ν・C²/
V、ｍc（ｋ）は前回の推定値であり、α，βにおいて、
A:定数、ν：シリンダ容積、C:空気中の音速、V:吸気通
路の容積、である。） を用いて、内燃機関のシリンダ内に流入する吸入空気量
ｍc（ｋ＋１）を推定する推定手段M5と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の吸入空気量推定装
置を要旨としている。

［作用］ 以上のように構成された本発明の内燃機関の吸入空気
量推定装置では、吸気流量検出手段M3が吸気通路M2を通
って内燃機関M1に吸入される空気の流量Ｑを検出すると
共に、回転速度検出手段M4が内燃機関M1の回転速度ωを
検出し、推定手段M5が、その各検出結果Ｑ及びωに基づ
き上記（１）式を用いて、内燃機関M1のシリンダ内に流
入する吸入空気量ｍc（ｋ＋１）を推定する。

［実施例］ 以下に本発明の実施例を図面と共に説明する。

まず第２図は本発明が適用された内燃機関２及びその
周辺装置の構成を表す概略構成図である。

図に示す如く、内燃機関２の吸気通路４には、内燃機
関２に吸入される空気の流量，即ち吸気流量Ｑを検出す
るためのエアフロメータ６、内燃機関２のシリンダ2a内
に流入する吸入空気量（以下、単に吸気量という。）を
制御するためのスロットルバルブ８、及び吸気の脈動を
抑えるためのサージタンク10が備えられ、排気通路16に
は、排気中の酸素濃度から内燃機関２のシリンダ2a内に
流入した燃料混合気の燃空比λ（＝1/空燃比）を検出す
るための酸素センサ18、及び排気を浄化するための三元
触媒コンバータ20が備えられている。

また内燃機関２には、その運転状態を検出するための
センサとして、上述のエアフロメータ８及び酸素センサ
18の他、ディストリビュータ22の回転から内燃機関２の
回転速度ωを検出するための回転速度センサ24、同じく
ディストリビュータ22の回転から燃料噴射制御の開始タ
イミングｔを検出するためのクランク角センサ26、及び
冷却水温Twを検出するための水温センサ28が備えられて
いる。尚ディストリビュータ22はイグナイタ30からの高
電圧を所定の点火タイミングで点火プラグ32に印加する
ためのものである。

そして上記各センサからの検出信号は論理演算回路と
して構成された電子制御回路40に出力され、内燃噴射弁
42を駆動して燃料噴射弁42からの燃料噴射量を制御する
のに用いられる。

即ち電子制御回路40は、予め設定された制御プログラ
ムに従って燃料噴射制御のための演算処理を実行するCP
U50、CPU50で演算処理を実行するのに必要な制御プログ
ラムや初期データが予め記録されたROM52、同じくCPU50
で演算処理を実行するのに用いられるデータが一時的に
読み書きされるRAM54、上記各センサからの検出信号を
入力するための入力ポート56、及びCPU50での演算結果
に応じて燃料噴射弁42に駆動信号を出力するための出力
ポート58、等から構成され、内燃機関２のシリンダ2a内
に流入する燃料混合気の燃空比λが内燃機関２の運転状
態に応じて設定される目標燃空比λｒになるように燃料
噴射弁42からの燃料噴射量ｑをフィードバック制御する
ようにされている。

次にこのフィードバック制御を実行するための制御系
を第３図に示すブロックダイヤグラムに基づいて説明す
る。尚、第３図は制御系を示す図であって、ハード的な
構成を示すものではなく、実際には第５図及び第６図の
フローチャートに示したプログラムを実行することによ
り実現される。

第３図に示すように、本実施例の燃料噴射制御系で
は、まず第１演算部P1で、エアフロメータ６により検出
された吸気流量Ｑと回転速度センサ24により検出された
回転速度ωとに基づき、前述の（１）式を用いてシリン
ダ2a内に流入する吸気量ｍcが算出される。

この第１演算部P1で算出された吸気量ｍcは第１乗算
部P2に出力され、内燃機関２の運転状態に応じて設定さ
れる目標燃空比λｒに乗算される。即ち、第１乗算部P2
では、吸気量ｍcと目標燃空比λｒとを乗算すること
で、内燃機関２の吸気行程時にシリンダ2a内に供給すべ
き燃料量（以下、目標燃料供給量という。）ｍcλｒを
算出するのである。

また第１演算部P1で算出された吸気量ｍcは、第２乗
算部P3にも出力される。第２乗算部P3は、吸気量ｍc
に、酸素センサ20により検出された燃空比λを乗算し
て、前回の吸気行程時にシリンダ2a内に実際に流入した
燃料量（以下、実燃料供給量という。）ｍcλを算出す
る。

そして第１乗算部P2で算出された目標燃料供給量ｍc
λｒ及び第２乗算部P3で算出された実燃料供給量ｍcλ
は共に偏差算出部P4に出力され、その偏差ｍc（λ−λ
ｒ）が算出される。そしてその算出結果は逐次加算部P5
で逐次加算され、その逐次加算算出結果には係数f3乗算
部P6で予め設定された係数f3が乗算される。また第１乗
算部P1で算出された目標燃料供給量ｍcλｒは係数f4乗
算部P7にも出力され、予め設定された係数f4が乗算され
る。

また次に第１演算部P1で算出された吸気量ｍcは、第
２演算部p8にも出力される。第２演算部P8は、吸気量ｍ
cに基づき吸気圧力Ｐを算出するためのもので、その算
出結果は、水温センサ38により検出された冷却水温Twと
共に第３演算部P9に入力される。すると第３演算部P9で
は、その入力された冷却水温Twから吸気通路４内での飽
和蒸気圧ＰSを求め、その値と吸気圧力Ｐとから吸気通
路４の内壁面に付着した燃料の一定時間当りの蒸発量
（以下、燃料蒸発量という。）Vfを算出する。そしてそ
の算出された燃料蒸発量Vfは、除算部P10に入力され、
回転速度センサ34により検出された内燃機関２の回転速
度ωによって除算される。またその除算結果Vf/ωは係
数f5乗算部P11に入力され、予め設定された係数f5が乗
算される。

次に上記除算部P10の除算結果Vf/ω及び第２乗算部P3
で算出された実燃料供給量ｍcλはオブザーバP12にも出
力される。オブザーバP12は、実燃料供給量ｍcλと、除
算部P10の除算結果Vf/ωと、燃料噴射弁52からの燃料噴
射量ｑと、前回推定した吸気通路４の内壁面への付着燃
料量ｗ及び吸気通路４内での蒸発燃料量ｖとから、
付着燃料量ｆwと蒸発燃料量ｆvとを推定するためのもの
で、その推定結果ｗ及びｖには、夫々、係数f1乗算
部P13及び係数f2乗算部P14で係数f1及びf2が乗算され
る。

そしてこれら乗算部P13及びP14からの乗算結果は、他
の乗算部P6、P7、P11での乗算結果と共に、加算部P15〜
P18で加算され、これによって燃料噴射弁32からの燃料
噴射量ｑが決定される。

即ち本実施例の制御系は、まず吸気量ｍcを算出し、
その算出された吸気量ｍcとシリンダ内に流入する燃料
量との比が所望の空燃比となるように燃料噴射量ｑを御
するように構成されている。

ここで第１演算部P1で吸気量ｍcを算出するのに用い
られる前述の（１）式は次のように設定される。

まず吸気通路４内部での空気量の変化は、吸入空気の
質量保存則により次式（３）の如く記述できる。

V/C²・dP/dt＝Ｑ−ｍc …（３） （但し、V:吸気通路の容積、C:空気中の音速、P:吸気通
路内圧力（吸気圧力）、Q:吸気通路を流れる空気流量
（吸気流量）、ｍc：シリンダ内に流入する空気流量） 上記（３）式から、吸気圧力Ｐの時間変化は次式
（４）の如く記述できる。

dP/dt＝（Ｑ−ｍc）・C²/V …（４） 次に上記（４）式を離散化すると、次式（５）の如く
なり、 Ｐ（ｋ＋１）−Ｐ（ｋ）＝（Ｑ−ｍc）・Δｔ・C²/V …（５） 更に内燃機関の１吸気行程時間は内燃機関の回転速度
をωとすると30/ωとなるので、上記（５）式は、 Ｐ（ｋ＋１）−Ｐ（ｋ） ＝（Ｑ・30/ω−ｍc・30/ω）・C²/V ＝（Ｑ・30/ω−ｍc（ｋ））・C²/V …（６） と記述できる。（但し、ｍc：吸気量） 一方内燃機関の体積効率ηを次式（７）の如く仮定す
ると、 η＝Ａ・Ｐ＋Ｂ …（７） （但し、A,B:定数） 吸気量ｍcは、次式（８）の如く記述できる。

ｍc＝η・ν＝Ａ・ν・Ｐ＋Ｂ・ν …（８） （但し、ν：シリンダ容積） 従って上記（８）から、上記（６）式に於ける吸気圧
力Ｐ（ｋ）,P（ｋ＋１）は夫々次式（９），（10）の如
く記述できるようになり、 Ｐ（ｋ）＝（ｍc（ｋ）−Ｂ・ν）/A・ν …（９） Ｐ（ｋ＋１）＝（ｍc（ｋ＋１）−Ｂ・ν）/A・ν …（10） これら各式を（６）式に代入すると次式（11）が得ら
れる。

ｍc（ｋ＋１）＝Ａ・ν・30・Ｑ・C²/ω・Ｖ ＋ｍc（ｋ）・（１−Ａ・ν・C²/V） …（11） この（11）式は吸気量ｍcの挙動を表わしており、Ａ
・ν・30・C²/Vを定数αとし、１−Ａ・ν・C²/Vを定数
βとすると、上記（11）式は前述の（１）式の如く記述
できる。従って各定数α及びβを周知の同定法によって
決定すれば、吸気量ｍcを求めるための前述の演算式
（１）が設定できる。

また次に第３図の制御系は、吸気通路４の内壁面への
付着燃料量ｆwと吸気通路４内での蒸発燃料量ｆvとを状
態変数として内燃機関２における燃料挙動を記述した物
理モデルに則って設計されたものである。そこで以下に
この制御系の基準となる物理モデルの構築，及びこれに
基づく制御系の設計方法について説明する。

尚、この種の制御系の設計方法としては、例えば、古
田勝久著「実システムのデジタル制御」システムと制
御,Vol.28,ωo.12（1984年）計測自動制御学会等に詳し
いので、ここでは簡単に説明する。また本実施例では、
スミス−デェビソン（Smith−Davison）の設計法を使用
するものとする。

まず内燃機関２のシリンダ2a内に流入する燃料量ｆc
は、燃料噴射弁42からの内燃噴射量ｑと、吸気通路４の
内壁面への付着燃料量ｆwと、吸気通路４内部での蒸発
燃料量ｆvとを用いて次式（12）のように記述すること
ができる。

ｆc＝γ１・ｑ＋γ２・ｆw＋γ３・ｆv …（12） 即ち上記燃料量ｆcは、燃料噴射弁42からの噴射燃料
の直接流入量γ１・ｑと、その噴射燃料が付着した吸気
通路からの間接流入量γ２・ｆwと、噴射燃料或は壁面
付着燃料の蒸発により吸気通路４内部に存在する蒸発燃
料の流入量γ３・ｆvとの総和であると考えられること
から上式（12）のようにシリンダ2a内に流入する燃料量
ｆcを記述することができるのである。

上式（12）において、燃料噴射量ｑは燃料噴射弁42の
制御量によって定まるので、吸気通路４の内壁面への付
着燃料量ｆw及び吸気通路４内での蒸発燃料量ｆvを知る
ことができれば燃料量ｆcを予測することができる。

そこで次に上記付着燃料量ｆw及び蒸発燃料量ｆvにつ
いて考える。

まず吸気通路４の内壁面への付着燃料量ｆwは、吸気
行程時のシリンダ2aへの流入によって、吸気サイクル毎
にその一部γ２が減少する他、吸気通路４内部への蒸発
によって減少し、吸気サイクルと同期して燃料噴射弁42
から噴射される燃料噴射量ｑの一部γ４が付着すること
によって増加する。また吸気行程毎の燃料蒸発量はγ５
・Vf/ωとして表すことができる。このため吸気通路４
の内壁面への付着燃料量ｆwは次式（13）に示す如く記
述できる。

ｆw（ｋ＋１）＝（１−γ２）・ｆw（ｋ） ＋γ４・ｑ（ｋ）−γ５・Vf（ｋ）／ω（ｋ）…（13） 一方吸気通路４内部での蒸発燃料量ｆvは、吸気行程
時のシリンダ2a内への流入によって、吸気サイクル毎に
その一部γ３が減少する他、燃料噴射量ｑの一部γ６が
蒸発することによって増加し、更に上記付着燃料の燃料
蒸発によって増加する。このため吸気通路４内の蒸発燃
料量ｆvは次式（14）に示す如く記述できる。

ｆv（ｋ＋１）＝（１−γ３）・ｆv（ｋ） ＋γ６・ｑ（ｋ）＋γ５・Vf（ｋ）／ω（ｋ）…（14） 次に内燃機関２のシリンダ2a内に吸入された燃料量ｆ
c（ｋ）は、内燃機関２に供給された燃料混合気の燃空
比λ（ｋ）とシリンダ2a内に流入した新気量ｍc（ｋ）
とから、次式（15）のように記述できる。

ｆc（ｋ）＝ｍc（ｋ）・λ（ｋ） …（15） したがって上記各式の係数γ１〜γ６をシステム同定
の手法により決定すれば、次式（16）及び（17）に示す
如く、内燃機関２の１サイクルをサンプリング周期とし
て離散系で表現された、吸気通路４の内壁面への付着燃
料量と蒸発燃料量とを状態変数とする状態方程式（16）
及び出力方程式（17）を得ることができ、これによって
内燃機関での燃料挙動を表す物理モデルが定まる。

次に上記（16）及び（17）式で記述された物理モデル
は非線形であるので、上記物理モデルを線形近似する。

まず上式（16），（17）式において、 とすると、（16），（17）式は で表すことができる。

上式（24）において右辺に外乱Ｗ（ｋ）が加わるもの
とし、このときの変数を添え字ａで表すと、上式（24）
及び（25）は次式（24）′、（25）′に示す如くなる。

また であるとすると、上式（24）及び（25）は次式（2
4）″、（25）″に示す如くなる。

上式（24）′，（25）″及び（24）′，（25）″よ
り、 となり、（26）式において外乱Ｗはステップ状に変化す
るものとし、ΔＷ（ｋ）＝Ｗ（ｋ）−Ｗ（ｋ−１）＝０
であるとすると、（26）及び（27）式より、 となる。

したがって上式（26）′及び（27）′より、線形近似
され、サーボ系に拡大された次式（28）に示す如き状態
方程式が得られる。

次に上式（28）を次式（29）のようにみなす。

すると、離散形２次形式評価関数は次式（30）のよう
に表現できる。

ここで、重みパラメータメータ行列 を選択して、上記離散形２次形式評価関数Ｊを最小にす
る入力 は次式（31）で与えられる。

従って、上式（28）における最適フィードバックゲイ
ン は次式（32）のように定まる。

但し、 は次式（33）に示す離散形リカッチ方程式を満たす正定
対称行列である。

これによりΔ（qa（ｋ）−qr）は、次式（34）のよう
に求まる。

次に上式（34）を積分すると、qa（ｋ）−qrは次式
（35）の如くなる。

上記（24）″、（25）″式の状態 で上式（35）の制御を行なうと、 となる。そこで（24）″に上式（36）を代入すると、 となり、 とすると、 となる。従って となり、上式（40）において とし、（35）式に代入すると、 となる。

従ってこの式（43）に前述の（19）及び（20）式を代
入すると、 となり、第３図の制御系が設計できる。

尚上式（44）において、吸気通路４の内壁面からの燃
料の蒸発量Vfは、吸気通路４内での燃料の飽和蒸気圧Ps
と吸気通路４内部の圧力（吸気圧力）Ｐとの関数として
求めることができ、また飽和状気圧Psはセンサにより直
接検出することは難しいが、飽和蒸気圧Psは吸気通路４
の内壁面への付着燃料温度Ｔの関数であり、付着燃料温
度Ｔは内燃機関２の冷却水温Tw或は吸気ポート付近のシ
リンダヘッド温度によって代表させることができるの
で、本実施例では、水温センサ28により検出された冷却
水温Tw（゜K）をパラメータとする式 Ps＝β１・Tw²−β２・Tw＋β３ …（45） （但し、β1,β2,β3:定数） により飽和蒸気圧ＰSを求め、更にその値と吸気圧力Ｐ
とをパラメータとするマップから蒸発量Vfを求めるよう
にされている（第３演算部P9）。

またこのように蒸発量Vfを算出する場合、吸気圧力Ｐ
を知る必要があるが、本実施例では吸気圧力Ｐを検出す
るための吸気圧センサが備えられていないので、吸気圧
力Ｐを直接検出することができない。しかし吸気圧力Ｐ
は、前述の（９）式又は（10）に示す如く、吸気量ｍc
の関数として記述できる。そこで本実施例では、前述の
（９）式（又は（10）式）におけるＡ・ν及びＢ・νの
値を夫々定数A1及びB1として周知の同定法により決定
し、第２演算部P8に於いて、第１演算部P1で求めた吸気
量ｍcに基づき次式（46）を用いて吸気圧力Ｐを算出す
るように構成されている。

Ｐ＝（ｍc−B1）/A1 …（46） また次に上式（44）における吸気通路４の内壁面への
付着燃料量ｆw及び吸気通路４内での蒸発燃料量ｆvはセ
ンサ等によって直接測定できないため、本実施例では、
上記（16）及び（17）式の物理モデルに基づき設計され
たオブザーバP12を用いて推定するよう構成されてい
る。

即ち（24）式において、 とおくと、（16）式は次式（17）の如く記述でき、 この（48）式と上述の（25）式で表現される物理モデ
ルのオブザーバの一般系は、次式（49）のように定まる
ので、 本実施例では、これに基づき次式（50）に示す如くオ
ブザーバP12を設計し、これにより付着燃料量ｆw及び蒸
発燃料量ｆvを推定するように構成されている。

次に電子制御回路40で実行される燃料噴射制御を第４
図及び第５図に示すフローチャートに沿って説明する。

まず第４図は内燃機関２の運転開始と共に起動され、
内燃機関２の運転中常時繰り返し実行される燃料噴射制
御処理を表わすフローチャートである。

図に示すごとくこの処理が開始されると、まずステッ
プ100を実行し、付着燃料量ｆwo，蒸発燃料量ｆvo，実
燃料供給量λｍと目標燃料供給量λrmとの偏差の積分値
Smλ，及びカウンタＣの値として０を初期設定すると共
に、燃料噴射量q,吸気量ｍcとして予め設定された適当
な初期値ｑs,mcsを設定する初期化の処理を実行し、ス
テップ110に移行する。

ステップ110では、クランク角センサ26からの検出信
号に基づき現在燃料噴射制御の開始タイミングであるか
否かを判断し、燃料噴射制御の開始タイミングになる
と、次ステップ120に移行して、上記各センサからの出
力信号に基づき、燃空比λ，吸気流量Q,回転速度ω，及
び冷却水温Twを検出する。

次にステップ130では、上記ステップ120で求めた吸気
流量Ｑと回転速度ωとに基づき前述の（１）式を用いて
次の吸気行程時の吸気量ｍcを算出する第１演算部P1と
しての処理を実行する。

ここで前述の（１）式は、吸気流量Ｑと回転速度ωと
前回推定した吸気量ｍcとから次の吸気行程時の吸気量
ｍcを推定するための演算式であるが、この演算式
（１）を用いて算出される吸気量ｍcは、ステップ120で
検出された吸気流量Ｑ及び回転速度ωに対応した１スト
ローク後の値となるので、後述の処理で実際に燃料噴射
が実行される時点での吸気量とは対応しなくなることが
考えられる。つまり燃料噴射量ｑを算出して実際に燃料
噴射を実行するには、燃料噴射量の演算時間と燃料噴射
弁の開弁時間を考慮すると、２〜３ストローク，即ち内
燃機関２が360℃Ａ〜540℃Ａ回転するのに要する時間が
必要となるので、その間に内燃機関の運転条件が変化す
ると、内燃噴射量ｑが上記（１）式を用いて算出した吸
気量ｍcと対応しなくなることがある。そこで本実施例
では、ステップ130での吸気量算出処理を、第５図に示
す如く実行するように構成されている。

即ち吸気量算出処理では、まずステップ131で上記
（１）式を用いて吸気量ｍcを算出し、続くステップ132
でカウンタＣの値をインクリメントした後、ステップ13
3でカウンタＣの値が３以上となったか否かを判断し、
カウンタＣの値が３以上でなければ再度ステップ131に
移行する、といった手順で吸気量ｍcの算出動作を３回
行ない、これによって内燃機関２が540℃Ａ回転した後
の吸気量ｍcを推定するように構成されているのであ
る。尚ステップ133でカウンタＣの値が３以上であると
判断されると、ステップ134で次回の処理のためにカウ
ンタＣの値をクリアして吸気量算出処理を終了する。

このようにステップ130で吸気量ｍcが算出されると、
続くステップ140に移行して、今度は前述の（46）式を
用いて吸気量ｍcから吸気圧力Ｐを推定する第２演算部P
8としての処理を実行する。そしてこのステップ140で吸
気圧力Ｐが算出されると、続くステップ150に移行し、
その算出された吸気圧力Ｐと内燃機関２の回転速度ωと
に基づき、内燃機関２の負荷に応じた目標燃空比λｒを
算出する。尚このステップ150では、通常、燃料混合気
の空気過剰率が１（即ち理論空燃比）となるように目標
燃空比λｒが設定され、内燃機関２の高負荷運転時等に
は燃料を通常より増量して内燃機関の出力を上げるため
に目標燃空比λｒがリッチ側に設定され、内燃機関２の
軽負荷運転時等には、燃料を通常より減量して燃費を向
上するために目標燃空比λｒがリーン側に設定される。

ステップ150で目標燃空比λｒが設定されると、今度
はステップ160に移行し、ステップ140で求めた吸気圧力
Ｐとステップ120で求めた冷却水温Twとに基づき、吸気
通路2a壁面への付着燃料の蒸発量Vfを求め、その値を内
燃機関２の回転速度ωで除算し、前回の吸気行程から次
の吸気行程迄の間に吸気通路４壁面から蒸発する燃料
量，即ち燃料蒸発量Vfw（＝Vf/ω）を算出する、第３演
算部P9及び除算部P10としての処理を実行する。

そして続くステップ170では、ステップ120で検出した
燃空比λとステップ130で求めた吸気量ｍcとを乗算し
て、前回の吸気行程時にシリンダ2a内に流入した実燃料
供給量ｍcλを算出する第２乗算部P3としての処理を実
行し、ステップ180に移行する。

ステップ180は、ステップ170で求めた実燃料供給量ｍ
cλと、前回の燃料噴射量ｑと、上記ステップ160で求め
た吸気通路壁面からの燃料蒸発量Vfwと、前回求めた付
着燃料量ｆwo及び蒸発燃料量ｆvoとに基づき前述の演算
式（49）を用いて付着燃料量ｗ及び蒸発燃料量ｖを
推定する、オブザーバP12としての処理を実行する。

そして続くステップ190では、ステップ150で設定した
目標燃空比λｒとステップ130で求めた吸気量ｍcとを乗
算して、シリンダ2a内に流入する目標燃料供給量ｍcλ
ｒを算出する第１乗算部P2としての処理を実行し、ステ
ップ200に移行する。

ステップ200では、前回求めた実燃料供給量ｍcλと目
標燃料供給量ｍcλｒとの偏差の積分値Smλと、ステッ
プ180で求めた付着燃料量ｗ及び蒸発燃料量ｖと、
ステップ190で求めた目標燃料供給量ｍcλｒと、ステッ
プ160で求めた燃料蒸発量Vfwとから、前述の（44）式を
用いて燃料噴射量ｑを算出し、続くステップ210に移行
して、その算出した燃料噴射量ｑに応じた時間燃料噴射
弁42を開弁して実際に燃料噴射を行なう。

上記ステップ210で燃料噴射が実行され、内燃機関２
への燃料供給が一旦終了すると、次にステップ220に移
行し、ステップ170で求めた実燃料供給量ｍcλとステッ
プ180で求めた目標燃料供給量ｍcλｒとの偏差を、前回
求めた積分値Smλに加算して積分値Smλを更新する逐次
加算部P5としての処理を実行し、ステップ230に移行す
る。そしてステップ230では、次回の処理で付着燃料量
ｗ及び蒸発燃料量ｖを推定するために用いる付着燃
料量及び蒸発燃料量の基準値ｆwo、ｆvoとして、今回ス
テップ180で求めた付着燃料量ｗ及び蒸発燃料量ｖ
を設定し、再度ステップ110に移行する。

以上説明したように本実施例では、エアフロメータ６
で検出された吸気流量Ｑと内燃機関の回転速度ωとか
ら、吸入空気の質量保存則を記述した物理モデルに基づ
き設定された吸気量の挙動を表わす前述の（１）式を用
いてシリンダ2a内に流入する吸気量ｍcを推定するよう
に構成されている。このため吸気量ｍcを内燃機関２の
運転状態に応じて常に精度よく推定することができ、内
燃機関２の過渡運転時にも燃料噴射制御を精度よく実行
することが可能となる。

また本実施例では、吸気量ｍcを推定する際、制御量
（即ち燃料噴射量ｑ）の演算時間及び噴射弁42の開弁時
間による制御の応答遅れを考慮して、３ストローク後の
値を推定するように構成されているため、より制御精度
を向上できる。

また更に本実施例では、制御則が内燃機関における燃
料の挙動を記述した物理モデルに基づき設定され、燃料
噴射弁からの噴射燃料が吸気通路壁面への付着燃料及び
吸気通路内部での蒸発燃料として吸気通路内に残留し、
しかもその残留した燃料の一部が吸気行程時にシリンダ
内に流入することを考慮して燃料噴射量が決定されるこ
とから、これによっても燃料噴射制御の制御精度を向上
できる。

ここで上記実施例では、内燃機関における燃料の挙動
を記述した物理モデルに基づき設定された制御則により
燃料噴射制御を行なう、所謂現代制御理論が適用された
燃料噴射制御装置に本発明を適用した実施例について説
明したが、内燃機関の回転速度ωと吸気流量Ｑとから基
本燃料噴射量を求め、基本燃料噴射量を他の運転状態に
応じて補正することにより燃料噴射量を決定するように
構成された従来より周知の所謂PID制御による燃料噴射
制御装置に本発明を適用することもできる。

つまり内燃機関の回転速度ωと吸気流量Ｑとに基づき
前述の（１）式を用いて吸気量ｍcを推定し、その推定
推定された吸気量ｍcに基づき基本燃料噴射量を求め、
その値を冷却水温等に応じて補正するように構成すれ
ば、従来のPID制御による燃料噴射制御装置に本発明を
適用することができるのである。尚この場合、吸気量ｍ
cを内燃機関の運転状態に応じて精度よく推定できるの
で、従来の装置に比べ燃料噴射制御の制御精度を向上で
きる。

また次に上記実施例では、燃料噴射制御装置に本発明
を適用した場合について説明したが、本発明は内燃機関
の点火時期を制御する点火時期制御装置に適用すること
もできる。そこで以下に本発明を点火時期制御装置に適
用した場合について説明する。

尚点火時期制御を行なう場合、制御対象が第２図に於
けるイグナイタ30の高電圧発生タイミングとなるだけ
で、制御装置には上記実施例の電子制御装置40と同様の
構成のものが使用できるので、制御装置全体の詳しい説
明は省略し、点火時期制御を行なうための制御量算出処
理（即ち点火時期算出処理）について説明する。

第６図は点火時期算出処理の一例を表わすフローチャ
ートである。

この処理は内燃機関の始動後繰り返し実行されるもの
で、処理が開始されると、まずステップ300を実行し
て、吸気量ｍcとして予め設定された適当な初期値ｍcs
を設定する初期化の処理を実行し、ステップ310に移行
する。

ステップ310では、エアフロメータ，回転速度セン
サ，及び水温センサを用いて、内燃機関の各種運転状
態，即ち吸気流量Q,回転速度ω，及び冷却水温Twを検出
し、次ステップ320に移行して、前述のステップ131と同
様に、吸気流量Ｑと回転速度ωとに基づき（１）式を用
いて吸気量ｍcを算出する。

そして続くステップ330では、その算出された吸気量
ｍcと回転速度ωとをパラメータとするマップから内燃
機関の基本点火時期θｏを算出し、続くステップ340に
移行して、その算出された基本点火時期θｏを冷却水温
Twに基づき補正し、内燃機関の点火時期θを決定する。

このように点火時期が算出される内燃機関の点火時期
制御装置によれば、基本点火時期を内燃機関のシリンダ
内に流入する吸気量ｍcに対応した値に制御することが
でき、内燃機関の運転状態に応じて最適な出力トルクが
得られるように点火時期制御を行なうことができる。

尚上記点火時期算出処理では、上記（１）式を用いた
吸気量ｍcの算出動作を１回だけ行なうようにされてい
るが、これは点火時期制御はイグナイタの高電圧発生タ
イミングを制御するためのもので燃料噴射制御のように
制御に時間を要しないためである。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明の内燃機関の吸入空気量推
定装置によれば、内燃機関のシリンダ内に流入する吸入
空気量ｍcが、内燃機関の回転速度ωと吸気流量Ｑとか
ら、内燃機関の吸入空気の質量保存則を記述した物理モ
デルに基づき設定された前述の（１）式を用いて算出さ
れることから、内燃機関の運転状態に応じて吸入空気量
ｍcを常に精度よく推定することができ、内燃機関過渡
運転時に実行される燃料噴射制御や点火時期制御の制御
精度を向上できる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を表すブロック図、第２図は実施
例の内燃機関及びその周辺装置を表す概略構成図、第３
図は燃料噴射制御のための制御系を表わすブロックダイ
ヤグラム、第４図は燃料噴射制御処理を表すフローチャ
ート、第５図は第４図のステップ130で実行される吸気
量算出処理を表すフローチャート、第６図は本発明を点
火時期制御に適用した場合の点火時期算出処理を表わす
フローチャート、である。 M1,2……内燃機関、M2,4……吸気通路 M3……吸気流量検出手段（６……エアフロメータ） M4……回転速度検出手段（24……回転速度センサ） M5……吸気量推定手段（40……電子制御回路）

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】内燃機関の吸気通路に設けられ、内燃機関
   に吸入される空気の流量Ｑを検出する吸気流量検出手段
   と、 内燃機関の回転速度ωを検出する回転速度検出手段と、 上記各検出手段の検出結果Ｑ及びωに基づき、内燃機関
   に於ける吸入空気の質量保存即を記述した物理モデルに
   基づき設定された次式（１） ｍc（ｋ＋１）＝α・Q/ω＋β・ｍc（ｋ） …（１） （但し、α＝Ａ・ν・30・C²/V、β＝１−Ａ・ν・C²/
   V、ｍc（ｋ）は前回の推定値であり、α，βにおいて、
   A:定数、ν：シリンダ容積、C:空気中の音速、V:吸気通
   路の容積、である。） を用いて、内燃機関のシリンダ内に流入する吸入空気量
   ｍc（ｋ＋１）を推定する推定手段と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の吸入空気量推定装
   置。