JP3901091B2 - 内燃機関の吸入空気量推定装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の吸入空気量推定装置に関し、詳細には内燃機関の吸気系統をモデル化した計算式により内燃機関の吸入空気量を算出する吸入空気量推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関の吸気系統を、スロットル弁、吸気管、吸気弁等の要素に分けてそれぞれの要素毎にモデル化して数式で表すことにより機関の吸入空気量（筒内充填吸気量）を計算により求める、いわゆるエアモデルを用いた内燃機関の吸入空気量推定装置が知られている。
【０００３】
このようなエアモデルを用いた吸入空気量推定装置では、例えば、後述するように大気圧、大気温度以外には機関回転数とスロットル弁開度とのみによって筒内充填吸気量を算出することが可能となる。また、モデル式を用いた計算により筒内充填吸気量が算出できるため、スロットル弁開度の変化速度が大きい過渡運転時等にも応答性良好に吸入空気量を算出することが可能となっている。
【０００４】
一方、運転者のアクセルペダル操作量とは独立して開度を制御可能な、いわゆる電子制御スロットル弁を備えた機関では、アクセルペダル操作量から定まる目標スロットル弁開度にスロットル弁開度を制御する際に、遅れ時間を設けることにより上記エアモデルを用いて機関吸入空気量を正確に予測する吸入空気量推定装置が知られている（特許文献１参照）。
【０００５】
一般に、内燃機関では機関吸入空気量を実測し、この実測値に基づいて燃料噴射量を算出し、機関空燃比が最適な値になるように制御するが、これらの機関では機関吸入空気量を正確に検出することが重要となる。
また、実際に機関の気筒内に吸入された空気量は各気筒の吸気弁閉弁時に確定するため、正確に燃料噴射量を設定するためには気筒吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量に基づいて燃料噴射量を設定する必要がある。ところが、一般に各気筒の燃料噴射量を算出するタイミングは吸気弁閉弁時より早い時期にある。従って、実際に気筒に充填された空気量に基づいて正確な燃料噴射量を設定するためには、燃料噴射量算出時点において、その時点における充填吸気量を算出するのではなく将来の時点である吸気弁閉弁時における充填吸気量を正確に予測する必要がある。
【０００６】
前述したように、エアモデルを用いた吸入空気量推定装置では、大気圧と大気温度、及び機関回転数とスロットル弁開度とのみにより吸入空気量が算出されるが、大気圧と大気温度とは短時間では変化しないため一定として考えることができる。また、過渡運転において機関回転数の変化速度はスロットル弁開度の変化速度に較べて小さいため、吸気弁閉弁時までのスロットル弁開度を正確に予測できれば、吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を予測することが可能となる。
【０００７】
前述の電子制御スロットル弁を備えた機関では、目標開度が変化したときにスロットル弁の駆動開始を所定の時間遅延させることにより将来のスロットル弁開度を正確に予測し、この予測したスロットル弁開度を用いてエアモデル計算式に基づいて将来の筒内充填吸気量（気筒吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量）を正確に推定する吸気量推定法が提案されている。
【０００８】
この種の吸入空気量予測を行う内燃機関の制御装置の例としては、例えば特許文献１に開示されたものがある。
特許文献１の装置は、現在のアクセルペダル操作量（踏込み量）に基づいて電子制御スロットル弁の目標開度を設定した後、直ちにスロットル弁を駆動して目標開度に制御せず、一定の遅れ時間経過後にスロットル弁の駆動を開始するようにしている。
【０００９】
一般に電子制御スロットル弁ではスロットル弁の動作特性を正確に把握していれば、例えばスロットル弁の目標開度が変化した場合に、その後実際にスロットル弁が目標開度に到達するまでの各時点におけるスロットル弁開度を算出することが可能である。
特許文献１の装置は、目標開度設定後、実際に目標開度に応じてスロットル弁の駆動を開始する動作を一定の遅延時間（運転者が遅れを体感しない程度の短い時間）だけ遅らせて開始するようにしたことにより、目標開度の変化を完全にスロットル弁開度予測値に反映させることを可能としたものである。
【００１０】
すなわち、特許文献１の装置では、実際のスロットル弁の動作は目標開度の変化に対して上記遅延時間だけ遅れることになるが、このことは逆にいえば実際にスロットル弁が動作を開始する時点では、目標スロットル弁開度がその後どのように変化するかを遅延時間に相当する時間だけ将来まで知ることができることになる。このため、目標開度の変化をスロットル弁開度の予測値に完全に反映させることが可能となり、実際のスロットル弁開度の変化を正確に予測することが可能となる。
【００１１】
特許文献１の装置では電子スロットル弁の駆動を所定時間遅らせることにより、燃料噴射量算出時点で吸気弁閉弁時におけるスロットル弁開度を正確に予測し、現在から吸気弁閉弁時までのスロットル弁開度変化による筒内充填吸気量の変化量を算出するとともに、エアフローメータで実測した流量に基づいて算出した現在の筒内充填吸気量に、上記エアモデル計算式で求めた変化量を加えることにより、吸気弁閉弁時における筒内充填吸気量を算出している。
【００１２】
【特許文献１】
特開２００２−２０１９９８号公報
【特許文献２】
特開２００２−１４７２７９号公報
【特許文献３】
特開２００２−３０９９９３号公報
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
ところが、エアモデルを用いた吸入空気量推定装置では吸気系をモデル化した計算式に基づいて筒内充填吸気量を算出するため、吸気系のモデル化の際に誤差があると正確な筒内充填吸気量を算出することができない問題がある。
【００１４】
また、仮に初期状態では実際の吸気系を正確にモデル化していた場合であっても、例えばスロットル弁や吸気弁等は長期間の間に徐々に作動特性や流量特性が変化するような場合がある。また、初期状態においてもスロットル弁や吸気弁の特性は公差内でばらつきを生じており、必ずしも正確にモデルと一致していない場合がある。
【００１５】
上記特許文献１の装置では、現在における筒内充填吸気量はエアフローメータの実測値に基づいて求めているものの、現在から気筒吸気弁閉弁時までの充填吸気量の変化量はスロットル弁開度予測値を用いてエアモデル計算式のみに基づいて算出している。
このため、上記のような理由で吸気系モデルに誤差が生じている場合には特許文献１の装置では算出される筒内充填吸気量は誤差を含んだものとなり、特に過渡運転時には正確な燃料噴射制御を行うことができなくなる。
【００１６】
従って、エアモデル計算式を用いて吸入空気量を計算する場合には、機関運転中に実測に基づく吸入空気量と計算に基づく吸入空気量とを比較してモデル計算式の誤差を修正することが必要となる。
一方、特許文献３は筒内充填吸気量から吸気管圧力を算出する吸気系モデル計算式を用いて、機関の要求トルクから求まる要求吸入空気量を吸気管圧力に変換して、この要求吸気管圧力に基づいてスロットル弁開度を決定する制御装置において、機関運転中にエアフローメータで実測した実吸入空気量と吸気圧センサで実測した実吸気管圧力との関係に基づいて上記吸気系モデルの誤差を修正することを提案している。
【００１７】
しかし、特許文献３の装置では、吸気系全体を単一のモデルで表しており、実測値に基づいた修正もモデル全体に加えられる。
一方、実際にはモデル誤差が生じやすいのは、例えばスロットル弁や吸気弁などであり、吸気管モデルにはほとんど誤差を生じることがない。このため、吸気系モデル全体を実測値に基づいて一律に修正していると、本来修正の必要のないモデルについても同時に修正されることとなるため正確に誤差を修正することが困難である問題が生じる。
【００１８】
更に、吸気弁閉弁時の充填吸気量をエアモデルを用いて算出しているような場合には、算出される吸入空気量は将来の値であるのに対して実測できるのは現在の吸入空気量である。このため、実測値と計算値とを単純に比較してもモデル誤差を修正することはできない。
本発明は上記問題に鑑み、吸気系をモデル化して筒内充填吸気量を計算により算出する場合に、機関運転中に現在の実測値に基づいてモデル誤差を常時正確に修正することにより、吸入空気量の計算精度を大幅に向上することが可能な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いる。
【００１９】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明によれば、スロットル弁開度と吸気管圧力とを用いて予め定めたスロットル弁モデル計算式に基づいてスロットル弁通過吸気流量推定値を算出するとともに、該算出したスロットル弁通過流量推定値を用いて予め定めた吸気系モデル計算式に基づいて筒内充填吸気量推定値を算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、更に、現在の実際のスロットル弁開度を検出する実スロットル弁開度検出手段と、現在の実際の吸気管圧力を検出する実吸気管圧力検出手段と、現在の実際のスロットル弁通過吸気流量を検出する実吸気流量検出手段と、前記実スロットル弁開度検出手段の検出した実スロットル弁開度と、前記実吸気管圧力検出手段の検出した実吸気管圧力と、前記実吸気流量検出手段の検出した実吸気流量とに基づいて前記スロットル弁モデル計算式を、前記実吸気管圧力と前記実吸気流量とに基づいて前記吸気系モデル計算式を、それぞれ別個に修正するモデル修正手段と、を備えた内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００２０】
すなわち、請求項１の発明ではスロットル弁モデルと吸気系モデルとの２つのモデルから構成されるエアモデルに基づいて筒内充填吸気量が算出される。
また、本発明では、運転中のスロットル弁開度、吸気管圧力、吸気流量の実測値に基づいてモデルの修正を行うモデル修正手段が備えられている。このモデル修正は、スロットル弁モデルと吸気系モデルとの２つのモデルについてそれぞれの特性に合わせて個別に行われるため、モデル誤差の修正が実際の吸気系に合わせて的確に行われるようになり、吸入空気量の推定精度が向上する。
【００２１】
請求項２に記載の発明によれば、前記吸気系モデル計算式は、スロットル弁通過吸気流量に基づいて吸気管圧力推定値を算出する吸気管モデル計算式と、吸気管圧力に基づいて筒内充填吸気量推定値を算出する吸気弁モデル計算式と、を含み、前記モデル修正手段は、前記実スロットル弁開度と、前記実吸気管圧力とを用いて前記スロットル弁モデル計算式に基づいて較正用のスロットル弁通過流量推定値を算出し、前記実吸気流量と前記算出した較正用スロットル弁通過流量推定値とを比較した比較結果に基づいて前記スロットル弁モデル計算式を修正するスロットル弁モデル修正操作と、前記実吸気流量を用いて前記吸気管モデル計算式に基づいて較正用の吸気管圧力推定値を算出し、算出した較正用吸気管圧力推定値を用いて前記吸気弁モデルに基づいて較正用の筒内充填吸気量推定値を算出するとともに、前記実吸気管圧力を用いて前記吸気弁モデル計算式に基づいて基準となる筒内充填吸気量を算出し、算出した基準筒内充填吸気量と前記構成用筒内充填吸気量推定値とを比較した比較結果に基づいて前記吸気弁モデル計算式を修正する吸気弁モデル修正操作と、を行う請求項１に記載の内燃機関の吸気量推定装置が提供される。
【００２２】
すなわち、請求項２の発明では吸気系モデルは更に吸気管モデルと吸気弁モデルとを含んでいる。この場合、吸気管モデルは通常実際の吸気管に精度良く対応しており時間の経過により吸気管の特性変化が生じることもほとんどない。これに対して、吸気弁やスロットル弁は所期状態においても製作公差などによる製品毎のばらつき等によりそれぞれのモデルからのずれが生じやすく、更に時間の経過による特性の変化も生じやすいため、吸気弁モデル、スロットル弁モデルではモデル誤差が発生しやすい。
【００２３】
本発明では、モデル誤差が発生しやすいスロットル弁モデルについて実測値に基づいてモデルの修正を行う他、吸気系モデルについては吸気系モデル全体ではなく、特にモデル誤差が生じやすい吸気弁モデルを個別に実測値に基づいて修正する。
このように、モデル誤差が生じやすいモデル要素を個別に実測値に合わせて修正することにより、モデル全体が実際の吸気系に合わせて的確に修正されるようになり、吸入空気量の推定精度が向上する。
【００２４】
請求項３に記載の発明によれば、更に、現在から所定時間経過後のスロットル弁開度の将来値を予測する予測手段と、予測手段の予測した前記スロットル弁開度将来値と所定時間経過後の吸気管圧力の将来値とを用いて、前記スロットル弁モデル計算式に基づいて現在から所定時間経過後のスロットル弁通過吸気流量の将来値を予測し、該予測したスロットル弁通過吸気流量将来値を用いて、前記吸気管モデル計算式に基づいて前記吸気管圧力将来値を予測するとともに、予測した前記吸気管圧力将来値を用いて、前記吸気弁モデル計算式に基づいて現在から所定時間経過後の筒内充填吸気量の将来値を算出する吸気量予測手段を備え、前記モデル修正手段は前記吸気量予測手段による筒内充填吸気量の将来値算出操作と並行して前記スロットル弁モデル修正操作と吸気弁モデル修正操作とを実行する、請求項２に記載の内燃機関の吸気量推定装置が提供される。
【００２５】
すなわち、請求項３の発明では所定時間将来のスロットル弁開度を予測し、このスロットル弁開度予測値を用いて前述のスロットル弁モデル計算式と吸気管モデル計算式及び吸気弁モデル計算式に基づいて所定時間将来の筒内充填吸気量を算出する。このように、スロットル弁開度予測値に基づいて将来の充填吸気量を算出している場合、モデル計算式に基づいて算出される値は全て将来の値であるため、実測した現在の値と比較してもモデル誤差を修正することはできない。
【００２６】
本発明では、スロットル弁開度の予測値を用いて上記各モデル計算式に基づいて充填吸気量の予測値を算出する操作と並行して、吸気量予測操作で使用するのと同一のモデル計算式を用いて現在のスロットル弁通過流量と筒内充填吸気量との推定値を算出し、この現在における推定値と実測値とを比較することによりモデル誤差を修正する。これにより、筒内充填吸気量の予測値算出操作を行いながら実測値に基づくモデル修正操作を行うことが可能となり、吸入空気量の推定精度が向上する。
【００２７】
請求項４に記載の発明によれば、前記モデル修正手段は、機関の定常運転状態時には、前記実吸気流量に基づいて前記スロットル弁モデルと前記吸気系モデルとを修正する、請求項１に記載の内燃機関の推定装置が提供される。
【００２８】
すなわち、請求項４の発明ではモデル修正手段は定常運転状態においては、実測した実吸気流量に基づいてモデル修正を行う。定常運転状態においては、スロットル弁開度や機関回転数は一定に維持されているため、所定時間将来のスロットル弁通過吸気流量と気筒内充填吸気流量は、実測した現在のスロットル弁通過吸気流量に等しくなるはずである。このため、定常状態で実吸気流量に基づいてモデル修正を行うことにより、簡易かつ的確にモデル誤差を修正することが可能となる。
【００２９】
【発明の実施の形態】
以下、添付図面を用いて本発明の実施形態について説明する。
図１は本発明の吸入空気量推定装置を火花点火式機関に適用した場合の実施形態の概略構成を示す図である。
【００３０】
図１において、参照符号１０でその全体を示すのは火花点火式機関であり、本実施形態では４気筒ガソリン機関が使用されている。機関１０は、シリンダ２１、ピストン２２及びクランク軸２４を備え、シリンダ２１内のピストン２２上部には燃焼室２５が形成されている。
また、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには燃焼室２５に連通する吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を駆動する吸気カムシャフトの位相角及び吸気弁３２のバルブリフト量を連続的に変更可能な吸気弁制御装置３３が設けられている。図１に３３ａで示すのは吸気弁制御装置３３のアクチュエータである。また、吸気ポート３１には吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁３９が設けられている。
【００３１】
また、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには、吸気ポート３１と同様に燃焼室２５に連通する排気ポート３４、排気ポートを開閉する排気弁３５、排気弁３５を開閉駆動する排気カムシャフト３６が設けられている。
更に、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには燃焼室２５に面して点火プラグ３７と点火プラグに高電圧を供給する点火回路（イグナイタ）３８が設けられている。
【００３２】
機関１０の吸気系統４０は、機関の各気筒の吸気ポート３１に吸気マニホルドを介して接続された吸気管４１、吸気管４１に設けられたサージタンク４４、吸気管４１入口に設けられたエアクリーナ４２、吸気管４１のサージタンク４４上流側に配置されたスロットル弁４３を備えている。
本実施形態では、スロットル弁４３はステッパモータ等の適宜な形式のアクチュエータ４３ａを備えており、運転者のアクセルペダル８２操作とは独立した開度をとることができる、いわゆる電子スロットル弁とされている。
【００３３】
また、スロットル弁４３上流側の吸気管４１には吸気管に吸入されスロットル弁４３を通過して流れる吸入空気量を検出するエアフローメータ６１が設けられている。本実施形態では、エアフローメータ６１は熱線式流量計とされており、エアフローメータ６１近傍には吸気温度を検出する吸気温度センサ６２、大気圧を検出する大気圧センサ６３が設けられている。
【００３４】
また、機関１０の排気系統５０は、各気筒の排気ポート３４に排気マニホルド５１を介して接続された排気管５２を備えている。また、図１に５３で示すのは排気浄化触媒を収納した触媒コンバータである。
図１に８０で示すのは機関１０の制御を行う電子制御ユニット（ＥＣＵ）である。ＥＣＵ８０はＣＰＵ８１、ＲＯＭ８２、ＲＡＭ８３と入出力インターフェース８５及び、電源が切断されても記憶内容を保持可能なバックアップＲＡＭ８４等を双方向性バスで接続した公知の構成のマイクロコンピュータであり、点火時期や燃料噴射制御等の機関の基本制御を行う他、本実施形態では後述するエアモデルに基づく吸入空気量推定と、実測値に基づくモデルの修正操作とを行う。
【００３５】
これらの制御のため、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５には熱線式エアフローメータ６１からスロットル弁４３に流入する吸入空気量（重量流量）に対応する信号が、また吸気温度センサ６２と大気圧センサ６３から、それぞれ吸気温度（大気温度）、大気圧に対応する信号とが入力されている。吸気温度センサ６２と大気圧センサ６３との出力はエアフローメータ６１により検出した吸入空気量を気温と大気圧とに応じて補正するために用いられる。
【００３６】
また、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５には、スロットル弁４３近傍に設けられたスロットル弁開度センサ６４からスロットル弁４３開度に対応した電圧信号が、機関のアクセルペダル８２近傍に設けられたアクセル開度センサ７１から運転者のアクセルペダル踏み込み量（アクセル開度）に対応する電圧信号が、それぞれ入力されている他、サージタンク４４に配置された吸気圧センサ６５から吸気管圧力が入力されている。
【００３７】
更に、本実施形態では、吸気弁制御装置３３には吸気弁リフトセンサ６７、排気管５２の触媒コンバータ５３上流側に配置したＯ2センサ７０、機関１０の冷却水通路に配置した冷却水温度センサ６９が、それぞれ設けられており、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５に吸気弁３２のリフト量、排気酸素濃度及び機関冷却水温度をそれぞれ入力している。
【００３８】
図１に符号６６で示すのは吸気カムシャフト近傍に配置されたカム角センサ、６８で示すのはクランク軸近傍に配置されたクランク角センサである。
カム角センサ６６はクランク軸２４が１８０°回転する毎にカム位置信号を出力し、クランク角センサ６８はクランク軸２４が一定角度（例えば１０°）回転する毎にクランク回転角パルス信号を出力するとともに、クランク軸２４が基準回転位置をとる毎に（すなわちクランク軸２４が３６０°回転する毎に）、上記クランク回転角パルス信号よりパルス幅の広い基準クランク位置パルス信号を出力する。
【００３９】
これらの信号はＥＣＵ８０のインターフェース８５に入力される。ＥＣＵ８０は、例えばクランク回転角パルス信号の間隔から機関回転速度（回転数）を算出するとともに、基準クランク位置パルス信号入力後のクランク回転角パルス信号の数からクランク軸の回転位置（クランク角）を算出する。また、カム角センサ６６から入力するカム位置信号は、クランク角と共に吸気弁のバルブタイミングを算出するのに使用される。
【００４０】
本実施形態では、ＥＣＵ８０は機関１０のシリンダ２０に充填される吸気量Ｍｃを用いてそのシリンダにおける燃料噴射量ｆｃを、ｆｃ＝Ｋ×Ｍｃとして算出する。Ｋは機関空燃比に応じて定まる換算係数である。
また、ＥＣＵ８０はシリンダ２０に充填される吸気量（筒内充填吸気量）Ｍｃを機関１０の吸気系統４０をモデル化したエアモデル計算式を用いて算出する。
【００４１】
本実施形態では、本願出願人が特願２００１−３１６３５０号にて提案したエアモデルを用いた筒内充填吸気量Ｍｃ算出方法を用いている。以下、本実施形態における筒内充填吸気量算出方法について簡単に説明する。
本実施形態では、機関１０の吸気系統４０をスロットル弁、サージタンクを含む吸気管、吸気弁、シリンダの４つの要素に分解し、それぞれの要素をシミュレーションモデルで表して、要素内を流動する吸気の圧力、温度、流量を数式化することにより最終的に気筒内に充填される吸気量（筒内充填吸気量）Ｍｃを算出するようにしている。
【００４２】
以下、それぞれのモデルについて説明する。
（１）スロットル弁モデル
スロットル弁モデルは、基本的には図２に示すように絞り（スロットル弁開口部）を通過する気体の流れとして与えられる。
すなわち、図２に示すようにスロットル弁４３を絞りとして考えると、よく知られているようにスロットル弁４３を通過する気体流量ｍｔは、スロットル弁前後の気体圧力と温度、及びスロットル弁４３開口面積とによって定まり、次の数１または数２のスロットル弁モデル計算式で表される。
【００４３】
【数１】
【００４４】
【数２】
【００４５】
ここで、数１はスロットル弁４３上流側（大気側）の圧力が下流側（吸気管側）の圧力より高い場合の通常の吸気流れ（順流）方向のスロットル弁通過吸気流量を、数２はスロットル弁４３上流側の圧力が下流側の圧力より低く逆流が生じている場合のスロットル弁通過空気流量を、それぞれ表している。
【００４６】
数１、数２において、Ｃt（θｔ）は流量係数であり、スロットル弁開度θｔの関数、Ａｔ（θｔ）はスロットル弁開口面積でスロットル弁開度θｔの関数である。Ｐａはスロットル弁上流側の圧力で、本実施形態では大気圧を、Ｐｍはスロットル弁下流側の圧力で本実施形態では吸気管圧力、Ｔａ、Ｔｍは、それぞれスロットル弁上流側と下流側の吸気温度であり、本実施形態ではそれぞれ大気温度と吸気管内温度、Ｒはガス定数、κは吸気の比熱比であり、本実施形態ではＲとκは一定値として扱う。
【００４７】
本実施形態では、流量係数Ｃt（θｔ）及びスロットル弁開口面積Ａｔ（θｔ）は予めスロットル弁開度θ毎に算出され、数値マップの形でＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されている。
数１、数２に示すように、本実施形態のスロットル弁モデルは、大気圧Ｐａ及び吸気管圧力Ｐｍ、大気温度Ｔａまたは吸気管内温度Ｔｍ、及びスロットル弁開度θtを入力として、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを出力する。
【００４８】
（２）吸気管モデル
吸気管モデルは、一定容積の空間内に流入する吸気流量と流出する吸気流量とに基づいて、質量保存則とエネルギー保存則とを用いて吸気管圧力Ｐｍ及び温度Ｔｍを算出する。
スロットル弁４３から吸気弁３２に至る吸気管４１の容積をＶｍとすると、図３に示すように容積部Ｖｍに流入する吸気流はスロットル弁通過吸気流であるため、流入吸気流量はｍｔ、吸気温度はＴａとなる。
【００４９】
また、容積部Ｖｍから流出する吸気流量は吸気弁を通過して気筒に充填される吸気流量ｍｃで、この吸気流の温度は吸気管温度Ｔｍとなる。
従って、質量保存則から下記数３が、エネルギー保存則から下記数４が、それぞれ導かれる。
【００５０】
【数３】
【００５１】
【数４】
【００５２】
本実施形態では、ＥＣＵ８０での演算処理を行うため、数３、数４を積分して離散化した、以下の数５、数６式を用いる。
【００５３】
【数５】
【００５４】
【数６】
【００５５】
ここで、添字ｋは今回計算実行時の値を、ｋ−１は前回計算実行時の値を表し、Δｔは離散化する際の差分時間（例えば８ｍｓ程度のメッシュ）を表している。また、数５、数６式におけるｍｃＡＶＥは後述する筒内吸気流量ｍｃの時間平均値である。
【００５６】
吸気管温度Ｔｍは、数５より求めたＰｍ／Ｔｍと、数６から求めたＰｍとを用いてＴｍ＝Ｐｍ／（Ｐｍ／Ｔｍ）として算出される。
（３）吸気弁モデル
吸気弁モデルは、図４に示すように吸気弁３２を通過する吸気流を表すモデルであり、基本的にはスロットル弁モデルと同様に絞り（吸気弁開口面積）を通過する吸気流として表される。
【００５７】
従って、吸気弁モデルは前述のスロットル弁モデル（数１、数２）と同様に下記の数７、数８の式で表される。
【００５８】
【数７】
【００５９】
【数８】
【００６０】
ここで、ｍｃは吸気弁を通過する吸気流量、すなわち気筒内に単位時間内に充填される吸気量、Ｐｍ、Ｔｍは吸気管圧力及び温度、Ｐｃ、Ｔｃはシリンダ内圧力及び温度でしある。また、Ｃｖ（Ｌ）は流量係数であり、吸気弁のリフト量Ｌの関数、Ａｖ（Ｌ）は吸気弁３２の開口面積であり、同様にリフト量Ｌの関数となる。
【００６１】
本実施形態では、積値Ｃｖ（Ｌ）・Ａｖ（Ｌ）の値は各Ｌの値に対して計算され、数値テーブルの形でＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されている。
スロットル弁モデル（数１、数２）と同様に数７は吸気管圧力Ｐｍがシリンダ内圧力Ｐｃより大きく、気筒内に吸気が流入している場合を、数８はＰｍがＰｃより小さく気筒内から吸気が吸気管に逆流している場合を、それぞれ表している。
【００６２】
数７、数８に示すように、本実施形態の吸気弁モデルは、吸気管圧力Ｐｍ、シリンダ内圧力Ｐｃ、吸気管内温度Ｔｍまたはシリンダ内温度Ｔｃ、及び吸気弁リフト量Ｌを入力として、吸気弁通過吸気流量ｍｃを出力する。
（４）シリンダモデル
本実施形態のシリンダモデルは、図５に示すように体積Ｖｃ（可変）の閉空間（Ｖｃはクランク角の関数）に流量ｍｃ、温度Ｔｍの吸気が流入するモデルとして与えられ、ｍｃ、Ｔｍ（及びクランク角）を入力とし、シリンダ内圧力Ｐｃ、温度Ｔｃ及び吸気行程中に筒内に充填された吸気の総量Ｍｃを出力する。
【００６３】
シリンダモデルは、基本的にはエネルギ保存則に基づく下記数９で表される。
【００６４】
【数９】
【００６５】
ここで、Ｑはシリンダ壁面、吸気ポート壁面などから吸気に与えられる熱量である。
また、シリンダ内温度Ｔｃは、気体の状態方程式から下記数１０で表される。
【００６６】
【数１０】
【００６７】
ここで、Ｍｃ１は吸気弁開弁時からの充填吸気量であり、吸気弁開弁時から現在（Ｔｃ計算時）までの吸気流量ｍｃの積分値として与えられる。
【００６８】
上記数９は、このままの形ではＥＣＵ８０で演算を行うことができないため、例えば実際上無視できるほど小さい数９の第３項（熱量Ｑの項）を削除し、経験に基づく修正を加えた上で離散化形式に直し、以下の数１１及び数１２の形で使用する。
【００６９】
【数１１】
【００７０】
【数１２】
【００７１】
なお、数１１のＰ′ｃ（ｔ）は筒内圧力Ｐｃ（Ｔ）、温度Ｔｃ、筒内充填吸気量Ｍｃを算出するために使用する仮の圧力値である。
【００７２】
また、Δｔは数１１、数１２を離散化する際の差分時間（シリンダモデルでは吸気管モデルの場合に較べてΔｔは短く設定され、例えば１ｍｓ程度のメッシュに設定される）である。
筒内充填吸気量Ｍｃは、Ｐ′ｃ（ｔ）、Ｐｃ（Ｔ）、Ｖｃを用いて以下の数１３で、シリンダ内温度Ｔｃは、Ｐｃ（Ｔ）、Ｖｃ、Ｍｃ１を用いて前述の数１０で算出される。
【００７３】
【数１３】
【００７４】
数１３で、ｔ0、ｔfは、それぞれ吸気弁開弁時と吸気弁閉弁時を表している。すなわち、数１３は、吸気弁開弁中に気筒内に流入する気体の総量を表している。また、前述の吸気管モデル計算式数５、数６で使用される平均吸気流量ｍｃＡＶＥは、数１３で算出された筒内への吸気充填量Ｍｃをクランク角１８０°に相当する時間Ｔ（１８０ＣＡ）で除した値である。
すなわち、ｍｃＡＶＥ＝Ｍｃ／Ｔ（１８０ＣＡ）
図６は、上記に説明したスロットル弁モデル、吸気管モデル、吸気弁モデル、シリンダモデルなどのモデル要素から構成される本実施形態のエアモデル全体を示すブロック線図である。図６を用いて、各モデル要素のモデル計算式、入力と出力、各モデル要素間の関係及び筒内充填吸気量Ｍｃの算出過程等について再度まとめておく。
【００７５】
（Ａ）スロットル弁モデル（図６、Ｍ１０）
（１）計算式
【００７６】
【数１４】
【００７７】
【数１５】
【００７８】
（２）入力
・スロットル弁開度θｔ
・大気圧Ｐａ（大気圧センサ６３出力）
・大気温度Ｔａ（吸気温度センサ６２出力）
・吸気管圧力Ｐｍ
・吸気管温度Ｔｍ（数１５（逆流時）の場合）
（３）出力
・スロットル弁通過吸気流量ｍｔ
（Ｂ）吸気管モデル
（１）計算式
【００７９】
【数１６】
【００８０】
【数１７】
【００８１】
【数１８】
【００８２】
（２）入力
・スロットル弁通過吸気流量ｍｔ(k-1)
・吸気弁通過吸気流量（平均値）ｍｃＡＶＥ(k-1)
・Ｐｍ(k-1)、Ｔｍ(k-1)、（Ｐｍ／Ｔｍ）(k-1)
（３）出力
・吸気管圧力Ｐｍ(k)
・吸気管温度Ｔｍ(k)
（Ｃ）吸気弁モデル
（１）計算式
【００８３】
【数１９】
【００８４】
【数２０】
【００８５】
（２）入力
・吸気管圧力Ｐｍ
・吸気管温度Ｔｍ
・シリンダ圧力Ｐｃ
・シリンダ内温度Ｔｃ（数２０（逆流時）の場合）
・バルブリフト量Ｌ（クランク角から算出）
（３）出力
吸気弁通過吸気流量（瞬時値）ｍｃ
（Ｄ）シリンダモデル
（１）計算式
【００８６】
【数２１】
【００８７】
【数２２】
【００８８】
【数２３】
【００８９】
【数２４】
【００９０】
【数２５】
【００９１】
（２）入力
・シリンダ容積Ｖｃ（クランク角から算出）
・吸気弁通過吸気量（瞬時値）ｍｃ
・吸気管内温度Ｔｍ
（３）出力
・シリンダ圧力Ｐｃ
・シリンダ内温度Ｔｃ
・筒内充填吸気量Ｍｃ
・吸気弁通過吸気流量ｍｃＡＶＥ（平均値）
上述のように、スロットル弁モデル以外のモデル、すなわち吸気管モデル、吸気弁モデル、シリンダモデルの入力はクランク角以外は全て他のモデルの出力値が使用できる。また、クランク角は機関回転数ＮＥの関数として算出できる。
【００９２】
更に、スロットル弁モデルの入力も、スロットル弁開度θ（ｔ）、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａを除き、他のモデルの出力値が使用できる。そして、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａは短時間では変化しないため、略一定値と考えて良い。
従って、図６に示したエアモデルでは基本的にスロットル弁開度θ（ｔ）と機関回転数ＮＥとが定まれば筒内充填吸気量ｍｃを算出することができる。
【００９３】
具体的には、例えば機関始動時には初期値としてＰｍ、Ｐｃを大気圧Ｐａに、Ｔｍ、Ｔｃを大気温度Ｔａに、また、流量ｍｔ、ｍｃは０にそれぞれ設定し、上述の数１４から２５の計算を行う。
そして、この結果得られたＰｍ、ＰｃＴｍ、Ｔｃ、ｍｔ、ｍｃ等の値を用いて数１４から数２５の次回の計算を行う。そして、この計算を機関始動時から所定の間隔（例えば８ｍｓ程度）でその時点におけるθ（ｔ）、ＮＥの値と前回の計算で求めたＰｍ、ｔｍ、ｍｔ、ｍｃ等の値を用いて繰り返す。これにより、Ｐｍ、ｔｍ、ｍｔ、ｍｃ等は計算開始後短時間で精度良く実際の値に一致するようになる。
これにより、過渡時などにおいても正確に筒内充填吸気量が算出される。
【００９４】
更に、本実施形態では電子スロットル弁の駆動を遅延することにより、将来の筒内充填吸気量を予測する、いわゆる先読みを行う。
前述したように、本実施形態では電子スロットル弁４３が用いられており、アクセルペダル８２とスロットル弁４３とは直接リンクで接続されていない。従って、本実施形態ではアクセルペダル８２の操作とは直接関係なくスロットル弁開度を設定することが可能となっている。
【００９５】
本実施形態では、ＥＣＵ８０はアクセル開度センサ７１で運転者のアクセルペダル８２操作量（アクセル開度）ＡＣＣＰを検出し、アクセル開度ＡＣＣＰに応じて予め設定されている目標スロットル弁開度になるように電子スロットル弁４３のアクチュエータ４３ａを駆動する。
アクセルペダルとスロットル弁とをリンクで直接連結した機械式スロットル弁装置においても、リンクの遊びや各部の弾性的変形などにより実際のスロットル弁の動作はアクセルペダルの動きに対して遅れが生じるが、電子スロットル弁装置の場合も、同様に制御遅れやアクチュエータの作動速度等の動特性によりアクセルペダルの動き（すなわち目標スロットル弁開度の変化）に対して実際のスロットル弁の動作にはわずかながら遅れが生じている。
【００９６】
より詳細には、例えば定常運転状態でスロットル弁開度が一定に維持されている状態から、目標開度がステップ的にある値に変化したとする。この場合には、スロットル弁４３開度も目標開度の変化と同時にステップ状に変化するのではなく、アクチュエータの作動特性（遅れ特性）に応じた変化速度で目標開度に到達する。
このことは、電子スロットル弁４３の作動特性が判明していれば、目標開度が変化した後のスロットル弁の動きは完全に予測可能であることを意味している。
【００９７】
例えば、仮に電子スロットル弁４３の作動特性が目標開度変化に対して一時遅れ系で表されるとすると、図７実線Ｃに示すように時点ｔ０において目標開度がステップ的にαだけ増大した場合、実際のスロットル弁開度は、図７の実線Ａに示すような変化をたどり目標開度に到達する。
従って、仮に目標開度がステップ状に変化した後一定に維持されるのであれば、目標開度の変化が生じた時点（図７、ｔ０）で、その後の実際のスロットル弁開度（例えば時点ｔ１における開度）を予測することが可能である。しかし、このように時点ｔ０において将来の時点ｔ１における実際のスロットル弁開度を予測可能となるのは、時点ｔ０からｔ１の間で目標スロットル弁開度が変化しない場合に限られ、仮に時点ｔ０からｔ１の間で点線Ｂに示すように目標開度が変化するとすれば、時点ｔ０で予測した時点ｔ１におけるスロットル弁開度は実際とは一致しなくなる。
【００９８】
すなわち、目標スロットル弁開度が変化するような運転状態で時点ｔ０において時点ｔ１におけるスロットル弁開度を正確に予測するためには、時点ｔ０からｔ１までの間でどのように目標開度が変化するかを知る必要がある。もちろん、実際には時点ｔ０において将来の（時点ｔ１までの）目標スロットル弁開度の変化を知ることはできない。
【００９９】
しかし、本実施形態ではアクセルペダル８２の操作に対してアクチュエータ４３ａへの目標開度の出力を一定の時間遅らせることにより将来の目標スロットル弁開度変化を知るのと同等な効果を得ることを可能としている。
すなわち、例えばアクセルペダル操作に対してアクチュエータ４３ａへの目標スロットル弁開度出力を時間Ｔｄだけ遅らせたとする（Ｔｄ＝ｔ１−ｔ０）。この場合、実際には時点ｔ０′でアクセルペダル８２が操作されてアクセル開度ＡＣＣＰが変化しても、実際にＡＣＣＰに対する目標スロットル弁開度がスロットル弁のアクチュエータに出力されてスロットル弁が動作を開始するのは時間Ｔｄだけ遅れたｔ０になる。
【０１００】
この場合、アクチュエータに目標開度を出力する時点では実際には時点ｔ０′でアクセルペダル８２が操作されてから既にＴｄだけ時間が経過しており、その間のアクセルペダル８２の操作（ＡＣＣＰの変化）が全て判っている。
このことは、時点ｔ０を基準にして考えると、ｔ０から時間Ｔｄが経過するまで、すなわち将来の時点ｔ０までの間にＡＣＣＰ（及び目標スロットル弁開度）がどのように変化するかをｔ０の時点において知ることができるのと同等である。例えば、時点ｔ０′から現時点ｔ０までの間に目標スロットル弁開度が一点鎖線Ｃ′（図７）で示すように変化した場合であれば、現時点ｔ０で将来、目標開度が図７に点線Ｂで示すように変化することを知ることができるのである。
【０１０１】
従って、この場合には時点ｔ０において、将来生じる目標スロットル弁開度の変化（点線Ｂ）を考慮に入れて実際のスロットル弁の動作（点線Ａ′）を予測することが可能となり、時点ｔ１における実際のスロットル弁開度を正確に予測することが可能となるのである。
本実施形態では、ＥＣＵ８０を含む制御系の応答特性とアクチュエータ４３ａを含むスロットル系の応答特性とを予め求めてあり、これらを総合した電子スロットル弁装置４３の作動特性を、例えば１次遅れ系等にモデル化してＥＣＵ８０のＲＯＭに格納してある。
【０１０２】
この電子スロットル弁モデルは、アクセル開度ＡＣＣＰを入力として将来の時点のスロットル弁開度θの予測値を出力するものである。
本実施形態では、ＥＣＵ８０はアクセルペダル操作に対してアクチュエータ４３ａへの目標開度出力を所定の遅れ時間（図７のＴｄに相当する時間）だけ遅らせるため、厳密には運転者の操作に対してこの遅れ時間だけ機関の応答遅れが生じる。しかし、この遅れ時間は運転者が動作遅れを体感することができない程度の短い時間（例えば数十ミリ秒程度）に設定されているため実際の運転上は問題は生じない。
【０１０３】
次に、上記のような将来のスロットル弁開度予測が必要となる理由について説明する。
前述したように、本実施形態ではスロットル弁開度を図６で説明したエアモデルに入力することにより筒内充填吸気量Ｍｃを算出している。ところが、筒内充填吸気量は気筒吸気弁が閉弁した時に確定する。従って、正確に筒内充填吸気量Ｍｃを推定するためには吸気弁閉弁時までのスロットル弁開度をエアモデルに入力する必要がある。ところが、筒内充填吸気量の値が必要となる燃料噴射量算出時点は吸気弁が閉弁するより前の時点であるため、この時点で吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を算出するためには、吸気弁閉弁時までの将来のスロットル弁開度変化を正確に推定する必要が生じる。
【０１０４】
そこで、本実施形態では実際のスロットル弁駆動を遅れ時間Ｔｄだけ遅らせるとともに、現在の（遅れのない）アクセル開度ＡＣＣＰを順次上記電子スロットル弁装置に入力して時間Ｔｄの間蓄積している。これにより、現在から時間Ｔｄ将来までのスロットル弁目標開度を正確に知ることが可能となり、この目標開度と電子スロットル弁装置の作動特性とに基づいて現在から時間Ｔｄ将来までのスロットル弁開度を正確に予測することが可能となる。本実施形態では、このようにして求めた将来のスロットル弁開度をエアモデルに入力することにより、吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を正確に算出しているのである。なお、正確には燃料噴射量算出時点から吸気弁閉弁時までの時間が上記遅れ時間Ｔｄより小さい場合には、エアモデルに入力される目標スロットル弁開度は実際のアクセル開度ＡＣＣＰの変化を反映したものになる。また、燃料噴射量算出時点から吸気弁閉弁時までの時間が上記遅れ時間Ｔｄより長い場合には、Ｔｄ経過後のアクセル開度ＡＣＣＰの変化は実際の値を使うことができないため、遅れ時間Ｔｄ内のアクセル開度変化を外挿することにより算出する。
【０１０５】
図８は、図６のエアモデルと上記電子スロットル弁モデルとを組み合わせた吸入空気量推定装置を示す。図８に示すように、本実施形態ではアクセル開度センサ７１で検出したアクセル開度ＡＣＣＰを逐次電子スロットル弁モデルＭ５０に入力していくことにより、燃料噴射量算出タイミングにおいて、将来の吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を算出することが可能となっている。
【０１０６】
なお、筒内充填吸気量算出のためには吸気弁閉弁時のスロットル弁開度予測値とともに、機関回転数の予測値も必要となる。しかし、実際には回転数の変化はスロットル弁開度の変化に較べて遅いため、本実施形態では現在の機関回転数を用いて吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を算出しているがこれにより算出される筒内充填吸気量に大きな誤差が生じることはない。
【０１０７】
上述のように、電子スロットル弁の遅延駆動制御と、電子スロットル弁モデル、エアモデルとを組み合わせることにより、アクセル開度変化が大きい過渡運転時においても燃料噴射量算出時点で将来の吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を予測することが可能となり、正確な燃料噴射量制御を行うことが可能となる。
ところが、上記したように図８の装置ではアクセル開度と機関回転数とのみを入力するモデル計算式を用いて機関始動時からの逐次計算により筒内充填吸気量が算出される。このため、エアモデルの各要素モデルにモデル化誤差が生じていると算出される筒内充填吸気量は不正確になり燃料噴射量の正確な算出ができなくなる。
【０１０８】
一方、エアモデルの各要素モデルを考えると、モデル化そのものには誤差がない場合であっても、使用による特性の変化や製作公差によるばらつきなどによりモデル化誤差が生じている場合がある。このため、エアモデルにより求めた筒内充填吸気量などの値をエアフローメータや吸気管圧力から求めた吸気量と比較し、モデル計算式から計算した吸気量をエアフローメータなどにより求めた実測値に合致するように修正することが行われている。
【０１０９】
しかし、このような従来の修正方法は各要素モデルの集合であるエアモデルの全体を一律に修正するものであるのに対して、実際には各モデルに発生する誤差は一律ではなく、それぞれのモデル毎に相違している。このため、全体を一律に修正する方法では正確なモデルの修正を行うことはできず、例えば定常運転時に筒内充填吸気量を実測値に合致するように補正すると、過渡運転時などでは吸気圧力の計算値が実測値から大きく離れてしまい、過渡時の筒内充填吸気量に大きな誤差が生じるような場合がある。
【０１１０】
そこで、本実施形態では、実測値に基づいてモデル修正するものの、エアモデル全体（Ｍ１０〜Ｍ４０）を一律に修正するのではなく、それぞれの要素モデルに応じた補正を別個に行う。
ここで、エアモデルに含まれる各要素モデル（スロットル弁モデルＭ１０、吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０及びシリンダモデルＭ４０）のうち、スロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３０とは製作／組み立て公差によるばらつきや、使用による特性変化（流量係数の変化など）が生じやすい。これに対して、吸気管モデルＭ２０とシリンダモデルＭ４０とは単に容積のみが問題となる比較的単純なモデルであり、ばらつきや使用による特性変化は生じにくいため、当初のモデル化さえ正確にできていれば、運転中にこれらのモデルを修正する必要はない。
【０１１１】
従って、本実施形態ではモデル化誤差が生じやすいスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ４０とを機関運転中に実測値に基づいて個別にモデル計算式を修正するようにしている。
次に、本実施形態のモデル修正方法について説明する。
本実施形態では、現在の実際の吸気流量、スロットル弁開度、吸気管圧力を、それぞれエアフローメータ６１、スロットル弁開度センサ６４、吸気圧センサ６５で実測し、これらの値を用いて図８の筒内充填吸気量計算とは独立してスロットル弁モデル、吸気弁モデルなどを用いて修正操作を行う。
【０１１２】
以下、スロットル弁モデルの修正操作と吸気弁モデルの修正操作とについて説明する。
図９は、スロットル弁モデルＭ１０の修正操作を説明するブロック図である。
本実施形態では、吸気圧センサ６５とスロットル弁開度センサ６４とで実測した現在の吸気管圧力Ｐｍとスロットル弁開度θ（及び大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ）とを用いてスロットル弁モデルＭ１０（図２）に基づいてスロットル弁通過吸気流量ｍｔを算出し、この流量がエアフローメータ６１の出力から算出した現在のスロットル弁通過吸気流量に一致するようにスロットル弁モデル計算式数１４、１５を修正する。
【０１１３】
図９において、実測値Ｐｍとθとを用いて数１４（または数１５）に基づいて算出された現在のスロットル弁通過吸気流量ｍｔはエアフローメータモデルＭ６０により、エアフローメータ６１出力相当値に変換される。
実際のエアフローメータ６１出力は、実際のスロットル弁通過吸気流量に対して固有の応答特性に基づく応答遅れを有している。エアフローメータモデルＭ６０は、この応答特性をシミュレートしたモデルであり、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを入力として、実際のスロットル弁通過吸気流量がこの値のときにエアフローメータ６１が出力するであろう出力値を出力するものである。
【０１１４】
従って、スロットル弁モデルＭ１０にモデル化誤差が含まれていない場合には、実際のエアフローメータ６１出力ＡＦＭと、エアフローメータモデルＭ６０の出力ＡＦＭｍｔとは一致するはずであり、一致していない場合にはスロットル弁モデルＭ１０にモデル化誤差が生じていると考えられる。
従って、ＡＦＭとＡＦＭｍｔとが一致しない場合には、ＡＦＭｍｔ（添字ｍｔは、スロットル弁モデルでの計算結果であることを表している）がＡＦＭ（実測値）に一致するようにスロットル弁モデルＭ１０の計算式を修正する。
【０１１５】
本実施形態では、前述したようにスロットル弁モデルＭ１０の計算式として、下記数２６、数２７を用いている。
【０１１６】
【数２６】
【０１１７】
【数２７】
【０１１８】
上記数２６、２７においてＣt（θｔ）は流量係数である。流量係数は製品毎のばらつきや使用による特性変化の影響を受けやすい。従って、本実施形態では、数２６、数２７での流量算出結果ＡＦＭｍｔが実測値ＡＦＭに一致するように流量係数の値を以下のように修正する。
【０１１９】
Ｃｔ（θｔ）＝Ｃｔ（θｔ）×（ＡＦＭ／ＡＦＭｍｔ）
これにより、スロットル弁モデルＭ１０が修正され、スロットル弁モデルＭ１０を用いた計算結果がエアフローメータ６１による実測値と一致するようになる。なお、当然ながらスロットル弁モデルＭ１０の上記修正結果は図８の筒内充填吸気量計算にも同時に反映され、筒内充填吸気量の推定精度が向上するようになる。
【０１２０】
図１０は吸気弁モデルの修正操作を説明するブロック図である。
本実施形態では、エアフローメータ６１出力ＡＦＭを用いて算出した筒内充填吸気量と、吸気圧センサ６５で検出した吸気管圧力Ｐｍを用いて算出した筒内充填吸気量との比較結果に基づいて吸気弁モデルＭ３０の修正を行う。
すなわち、本実施形態ではエアフローメータ６１出力から求めたスロットル弁通過吸気流量ｍｔａｆｍを吸気管モデルＭ２０に入力し、吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０、シリンダモデルＭ４０を用いて図８で説明したと同様な逐次計算を行い気筒内充填吸気流量ｍｃａｆｍを算出する。そして、この流量を吸気行程全体にわたって積算した筒内充填吸気量Ｍｃａｆｍを求める。図１０において、添字ａｆｍは、添字ａｆｍが付された値がエアフローメータ６１で検出した吸気流量ＡＦＭを用いて算出された値であることを表している。
【０１２１】
詳細には、エアフローメータ６１出力ＡＦＭは、逆エアフローメータモデルＭ７０に入力される。逆エアフローメータモデルＭ７０は、エアフローメータ６１出力から、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを求めるモデルである。
前述したエアフローメータモデルＭ６０は、実際のエアフローメータ６１の応答遅れをモデル化したものであり、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを入力し、スロットル弁通過吸気流量がこの入力値であるときにエアフローメータ６１が出力するであろう値を出力するモデルであり、基本的に応答遅れ系のモデルとなる。
【０１２２】
これに対して逆エアフローメータモデルＭ７０は、エアフローメータ６１の出力ＡＦＭを入力し、エアフローメータ６１出力がこの値のときに実際にスロットル弁を通過する吸気流量ｍｔを出力する、エアフローメータモデルＭ６０とは逆の作用を行うモデルである。
逆エアフローメータモデルＭ７０はエアフローメータモデルＭ６０を用いて以下のように設定される。
【０１２３】
いまエアフローメータモデルＭ６０の伝達関数をＰ（ｓ）で表し、入力（スロットル弁通過吸気流量ｍｔ）をｒ（ｓ）、出力（エアフローメータ出力ＡＦＭ）をｙ（ｓ）で表すと、ブロック図は図１１のようになり、入力と出力との関係は、数２８で表される。
【０１２４】
【数２８】
【０１２５】
従ってエアフローメータ出力ｙ（ｓ）からスロットル弁通過吸気流量ｒ（ｓ）を求める伝達関数、すなわち逆エアフローメータモデルＭ７０の伝達関数は数２９で表される。
【０１２６】
【数２９】
【０１２７】
一般に、Ｐ（ｓ）は非線形であるため、Ｐ（ｓ）が判っていても１／Ｐ（ｓ）をＥＣＵ８０で処理できる離散形式で表すことは困難である。
【０１２８】
そこで、本実施形態では、逆エアフローメータモデルＭ７０として図１２に示す回路を用いる。
ここでＫ（ｓ）は閉ループを安定化するためのコントローラである。
図１２の回路の出力ｚ（ｓ）は、数３０で表される。
【０１２９】
【数３０】
【０１３０】
数３０はＫ（ｓ）とＰ（ｓ）とを用いて離散形式で表すことができる。
【０１３１】
ここで、｜Ｋ（ｓ）｜＞＞｜Ｐ（ｓ）｜となるようにＫ（ｓ）を設定すると、数３１が成立する。
【０１３２】
【数３１】
【０１３３】
すなわち、図１２の回路を逆エアフローメータＭ７０として用いることができる。
本実施形態では、エアフローメータモデルＭ６０を用いて図１２の回路を形成することにより、逆エアフローメータモデルＭ７０を得ている。
【０１３４】
図１０ではエアフローメータ６１で実測した吸気流量ＡＦＭから図１２の逆エアフローメータモデルＭ７０を用いてスロットル弁通過吸気流量ｍｔａｆｍを算出し、このスロットル弁通過吸気流量ｍｔａｆｍを用いた逐次計算により吸気弁モデルＭ３０出力ｍｃａｆｍ（筒内充填吸気流量）を求める、そしてこの流量を吸気行程１サイクル分積算することにより筒内充填吸気量Ｍｃａｆｍを算出する。
【０１３５】
この筒内充填吸気量Ｍｃａｆｍはエアフローメータ６１による吸気流量の実測値に基づくものであり、スロットル弁モデルＭ１０を介していない値である。
一方、上記とは別に本実施形態では、吸気圧センサ６５で検出した吸気管圧力Ｐｍの実測値を用いて吸気弁モデルＭ３０とシリンダモデルＭ４０とを用いて筒内充填吸気流量ｍｃｐｍを算出する。ここで添字ｐｍは吸気圧センサ６５で検出した吸気圧力Ｐｍを用いて算出された値であることを表している。
【０１３６】
実際の吸気管圧力Ｐｍを用いて算出した筒内充填吸気流量ｍｃｐｍは、ｍｃａｆｍの場合と同様に吸気行程１サイクル分積算されて筒内充填吸気量Ｍｃｐｍが求められる。
図１０から判るように、Ｍｃａｆｍは実際の吸気流量に基づいて吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０、シリンダモデルＭ４０を用いて算出した値である。また、Ｍｃｐｍは実際の吸気管圧力に基づいて吸気弁モデルＭ３０とシリンダモデルＭ４０とを用いて算出した値であり、モデル化誤差が無ければ両者は一致するはずである。また、Ｍｃａｆｍは吸気管モデルＭ２０とシリンダモデルＭ４０を、またＭｃｐｍはシリンダモデルＭ４０を、それぞれ使用しているものの、前述したように、吸気管モデルＭ２０とシリンダモデルＭ４０とにはモデル化の誤差が生じにくい。
【０１３７】
従って、ＭｃａｆｍとＭｃｐｍとが一致しない場合には、吸気弁モデルＭ３０にモデル化誤差が生じていることになる。また、この場合、実測した吸気流量に基づくＭｃａｆｍの方が吸気圧力に基づくＭｃｐｍより信頼性が高いと考えられる。
そこで、本実施形態ではＭｃａｆｍとＭｃｐｍとが一致しない場合には、吸気弁モデルの流量修正係数αを、α＝Ｍｃａｆｍ／Ｍｃｐｍとして求め、吸気弁モデル（数７、数８）を以下の数３２、数３３の形に修正する。
【０１３８】
【数３２】
【０１３９】
【数３３】
【０１４０】
これにより、吸気弁モデルＭ３０はＭｃｐｍがＭｃａｆｍに一致するように修正される。
【０１４１】
図１３は、図８のエアモデルによる筒内充填吸気量推定操作と、図９のスロットル弁モデル修正操作、図１０の吸気弁モデル修正操作との相互の関係を示すために１つのブロック図にまとめて描いたモデルである。図１３では明示のため図８から図１０のモデルの各要素の入出力を一部省略して示している。
図において、引数（ｔ）は現在の値を、（ｔ＋ｔｆｗｄ）は現在から所定時間（例えば、図７の遅れ時間Ｔｄ）だけ先の予測値をそれぞれ示している。
【０１４２】
図１３に示すように、本実施形態では電子スロットル弁モデルＭ５０と、Ｍ１０からＭ４０のエアモデルを用いて、現在より所定時間ｔｆｗｄだけ筒内充填吸気量Ｍｃ（ｔ＋ｔｆｗｄ）を予測する操作と並行して、同時に現在のスロットル弁開度センサ６４、エアフローメータ６１、吸気圧センサ６５でそれぞれ実測した現在のスロットル弁開度、吸気流量、吸気管圧力６５の値を用いてスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３０とを個別に修正している。
【０１４３】
これにより、モデル化誤差が生じやすいスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３０とを機関運転中に個別に独立して修正可能となるため、製品毎のばらつきによる誤差や各要素の特性変化による誤差などが適切に修正され、吸気量推定の精度が向上するようになる。
次に、図１４を用いて本発明の別の実施形態について説明する。
【０１４４】
図１４は、図８と同様なブロック図であるが、図８のものとは異なるエアモデルが使用されている。すなわち、図１４のエアモデルはスロットル弁モデルＭ１０、吸気管モデルＭ２０及び吸気弁モデルＭ３１のみで構成されており、図８のシリンダモデルＭ４０は省略されている。
また、本実施形態の吸気弁モデルＭ３１は、以下の数３４で表される。
【０１４５】
【数３４】
【０１４６】
ここで、ｍｃＡＶＥは吸気弁通過吸気流量（平均値）、ａ、ｂは機関回転数（及びバルブタイミング）により定まる係数である。
【０１４７】
すなわち、図１４の吸気弁モデルＭ３１では、図８のシリンダモデルＭ４０を用いたエアモデルとは異なり吸気弁を通過する吸気流量の瞬時変化は考慮しておらず、「吸気弁閉弁時に気筒内に充填された吸気の量は吸気弁閉弁時の吸気管圧力Ｐｍに比例する（すなわち、吸気弁閉弁時の筒内圧は吸気管圧力Ｐｍに等しくなっている）」との前提に基づいている。
【０１４８】
従って、吸気弁閉弁時の気筒内充填ガス量はＡ・Ｐｍで表される。一方、気筒内には既燃ガスが残留するため、この気筒内の残留既燃ガス量をＢとすると、吸気弁を通って気筒内に充填される吸気量（新気量）１サイクル分の合計Ｍｃは、Ｍｃ＝Ａ・Ｐｍ−Ｂとなる。
ここで、Ａ、Ｂは機関回転数とバルブタイミングにより定まる定数であるが、Ｍｃの値は吸気管温度Ｔｍと吸気温度（大気温度）Ｔａによっても大きく変化するため、ＴｍとＴａとを用いた補正を加えるとともに、充填量（合計）Ｍｃを吸気行程（クランク角１８０°）にわたって平均して、平均吸気流量ｍｃＡＶＥとして上記数３４が得られる。このように、図１４の吸気弁モデルＭ３１を用いることによりシリンダモデルＭ４０を用いることなく簡易に筒内充填吸気流量が求められる。
【０１４９】
図１４のモデルの修正について説明する。本実施形態においても誤差が生じやすいスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３１とを機関運転中に通常の筒内充填吸気流量の推定操作と並行して個別に修正を行う。
図１４のように、吸気弁モデルＭ３１を用いた場合にも、図１０の場合と全く同様に、エアフローメータ６１の出力を逆エアフローメータモデルＭ７０に入力することによりスロットル弁通過流量ｍｔａｆｍを算出し、このｍｔａｆｍと前回計算時の筒内充填吸気流量平均値ｍｃＡＶＥを吸気管モデルに入力して求めた吸気管圧力Ｐｍと温度Ｔｍとを吸気弁モデルＭ３１に入力することにより、今回の筒内充填吸気流量ｍｃＡＶＥａｆｍを算出するとともに、吸気圧センサ６５で実際に測定した吸気管圧力ｐｍと、ｍｃＡＶＥａｆｍ計算時の吸気管モデルＭ２０出力の吸気管温度Ｔｍａｆｍとを吸気弁モデル３１に入力することによりｍｃＡＶＥｐｍを算出する。そして吸気弁モデルの流量修正係数αを、α＝ｍｃＡＶＥａｆｍ／ｍｃＡＶＥｐｍとして求め、吸気弁モデル（数３４）を以下の数３５の形に修正することにより修正が可能である。
【０１５０】
【数３５】
【０１５１】
なお、本実施形態のスロットル弁モデルＭ１０の修正方法は図９、図１３で説明したものと同一である。
【０１５２】
上述のように、図１３、図１４の修正操作を行うことにより、機関の運転状態が定常であるか過渡であるかにかかわらず、モデル化誤差が修正され吸気充填量の推定精度が向上するが、機関が定常運転されている場合には更に簡易にモデルの修正を行うことが可能となる。
すなわち、機関が定常運転されている場合（機関回転数、アクセル開度、バルブタイミングが変化しない場合）には、スロットル弁通過吸気流量ｍｔと気筒充填吸気流量ｍｃＡＶＥとは等しくなり、しかも定常状態では現在から吸気弁閉弁時までの間に吸気管圧力Ｐｍと流量との変化はないと考えられるため、エアフローメータ６１で検出した現在の流量ＡＦＭ（ｔ）と吸気弁閉弁時のｍｔ（ｔ＋ｔｆｗｄ）とｍｃＡＶＥ（ｔ＋ｔｆｗｄ）とは等しくなる。
【０１５３】
すなわち、機関定常運転時には、ＡＦＭ（ｔ）＝ｍｔ（ｔ＋ｔｆｗｄ）＝ｍｃＡＶＥ（ｔ＋ｔｆｗｄ）が成立する。
従って、例えばスロットル弁モデルにおいては数２６を下記数３６のように変形して、流量係数Ｃt（θｔ）を較正することができる。
【０１５４】
【数３６】
【０１５５】
また、同様に吸気弁モデルは、数３２、数３３、数３５において、修正係数αを、α＝ＡＦＭ（ｔ）／ｍｃＡＶＥ（ｔ＋ｔｆｗｄ）と置くことにより修正することができる。
【０１５６】
【発明の効果】
各請求項に記載の発明によれば、吸気系をモデル化して筒内充填吸気量を計算により算出する場合に、機関運転中に現在の実測値に基づいてモデル誤差を常時正確に修正することが可能となるため、吸入空気量の計算精度が大幅に向上するという共通の効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明を火花点火式機関に適用した場合の実施形態の概略構成を示す図である。
【図２】スロットル弁モデルを説明する図である。
【図３】吸気管モデルを説明する図である。
【図４】吸気弁モデルを説明する図である。
【図５】シリンダモデルを説明する図である。
【図６】エアモデル全体を示すブロック図である。
【図７】電子スロットル弁の動作を説明する図である。
【図８】エアモデルと上記電子スロットル弁モデルとを組み合わせた吸入空気量推定装置のブロック図である。
【図９】スロットル弁モデルの修正操作を説明するブロック図である。
【図１０】吸気弁モデルの修正操作を説明するブロック図である。
【図１１】エアフローメータモデルを説明するブロック図である。
【図１２】逆エアフローメータモデルの構成を説明するブロック図である。
【図１３】エアモデルによる筒内充填吸気量推定操作と、スロットル弁モデル及び吸気弁モデルの修正操作との関係を示すブロック図である。
【図１４】エアモデルの別の実施形態を示す図８と同様なブロック図である。
【符号の説明】
１０…内燃機関全体
８０…電子制御ユニット（ＥＣＵ）
４３…電子スロットル弁
Ｍ１０…スロットル弁モデル
Ｍ２０…吸気管モデル
Ｍ３０、Ｍ３１…吸気弁モデル
Ｍ４０…シリンダモデル
Ｍ５０…電子スロットル弁モデル
Ｍ６０…エアフローメータモデル
Ｍ７０…逆エアフローメータモデル
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の吸入空気量推定装置に関し、詳細には内燃機関の吸気系統をモデル化した計算式により内燃機関の吸入空気量を算出する吸入空気量推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関の吸気系統を、スロットル弁、吸気管、吸気弁等の要素に分けてそれぞれの要素毎にモデル化して数式で表すことにより機関の吸入空気量（筒内充填吸気量）を計算により求める、いわゆるエアモデルを用いた内燃機関の吸入空気量推定装置が知られている。
【０００３】
このようなエアモデルを用いた吸入空気量推定装置では、例えば、後述するように大気圧、大気温度以外には機関回転数とスロットル弁開度とのみによって筒内充填吸気量を算出することが可能となる。また、モデル式を用いた計算により筒内充填吸気量が算出できるため、スロットル弁開度の変化速度が大きい過渡運転時等にも応答性良好に吸入空気量を算出することが可能となっている。
【０００４】
一方、運転者のアクセルペダル操作量とは独立して開度を制御可能な、いわゆる電子制御スロットル弁を備えた機関では、アクセルペダル操作量から定まる目標スロットル弁開度にスロットル弁開度を制御する際に、遅れ時間を設けることにより上記エアモデルを用いて機関吸入空気量を正確に予測する吸入空気量推定装置が知られている（特許文献１参照）。
【０００５】
一般に、内燃機関では機関吸入空気量を実測し、この実測値に基づいて燃料噴射量を算出し、機関空燃比が最適な値になるように制御するが、これらの機関では機関吸入空気量を正確に検出することが重要となる。
また、実際に機関の気筒内に吸入された空気量は各気筒の吸気弁閉弁時に確定するため、正確に燃料噴射量を設定するためには気筒吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量に基づいて燃料噴射量を設定する必要がある。ところが、一般に各気筒の燃料噴射量を算出するタイミングは吸気弁閉弁時より早い時期にある。従って、実際に気筒に充填された空気量に基づいて正確な燃料噴射量を設定するためには、燃料噴射量算出時点において、その時点における充填吸気量を算出するのではなく将来の時点である吸気弁閉弁時における充填吸気量を正確に予測する必要がある。
【０００６】
前述したように、エアモデルを用いた吸入空気量推定装置では、大気圧と大気温度、及び機関回転数とスロットル弁開度とのみにより吸入空気量が算出されるが、大気圧と大気温度とは短時間では変化しないため一定として考えることができる。また、過渡運転において機関回転数の変化速度はスロットル弁開度の変化速度に較べて小さいため、吸気弁閉弁時までのスロットル弁開度を正確に予測できれば、吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を予測することが可能となる。
【０００７】
前述の電子制御スロットル弁を備えた機関では、目標開度が変化したときにスロットル弁の駆動開始を所定の時間遅延させることにより将来のスロットル弁開度を正確に予測し、この予測したスロットル弁開度を用いてエアモデル計算式に基づいて将来の筒内充填吸気量（気筒吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量）を正確に推定する吸気量推定法が提案されている。
【０００８】
この種の吸入空気量予測を行う内燃機関の制御装置の例としては、例えば特許文献１に開示されたものがある。
特許文献１の装置は、現在のアクセルペダル操作量（踏込み量）に基づいて電子制御スロットル弁の目標開度を設定した後、直ちにスロットル弁を駆動して目標開度に制御せず、一定の遅れ時間経過後にスロットル弁の駆動を開始するようにしている。
【０００９】
一般に電子制御スロットル弁ではスロットル弁の動作特性を正確に把握していれば、例えばスロットル弁の目標開度が変化した場合に、その後実際にスロットル弁が目標開度に到達するまでの各時点におけるスロットル弁開度を算出することが可能である。
特許文献１の装置は、目標開度設定後、実際に目標開度に応じてスロットル弁の駆動を開始する動作を一定の遅延時間（運転者が遅れを体感しない程度の短い時間）だけ遅らせて開始するようにしたことにより、目標開度の変化を完全にスロットル弁開度予測値に反映させることを可能としたものである。
【００１０】
すなわち、特許文献１の装置では、実際のスロットル弁の動作は目標開度の変化に対して上記遅延時間だけ遅れることになるが、このことは逆にいえば実際にスロットル弁が動作を開始する時点では、目標スロットル弁開度がその後どのように変化するかを遅延時間に相当する時間だけ将来まで知ることができることになる。このため、目標開度の変化をスロットル弁開度の予測値に完全に反映させることが可能となり、実際のスロットル弁開度の変化を正確に予測することが可能となる。
【００１１】
特許文献１の装置では電子スロットル弁の駆動を所定時間遅らせることにより、燃料噴射量算出時点で吸気弁閉弁時におけるスロットル弁開度を正確に予測し、現在から吸気弁閉弁時までのスロットル弁開度変化による筒内充填吸気量の変化量を算出するとともに、エアフローメータで実測した流量に基づいて算出した現在の筒内充填吸気量に、上記エアモデル計算式で求めた変化量を加えることにより、吸気弁閉弁時における筒内充填吸気量を算出している。
【００１２】
【特許文献１】
特開２００２−２０１９９８号公報
【特許文献２】
特開２００２−１４７２７９号公報
【特許文献３】
特開２００２−３０９９９３号公報
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
ところが、エアモデルを用いた吸入空気量推定装置では吸気系をモデル化した計算式に基づいて筒内充填吸気量を算出するため、吸気系のモデル化の際に誤差があると正確な筒内充填吸気量を算出することができない問題がある。
【００１４】
また、仮に初期状態では実際の吸気系を正確にモデル化していた場合であっても、例えばスロットル弁や吸気弁等は長期間の間に徐々に作動特性や流量特性が変化するような場合がある。また、初期状態においてもスロットル弁や吸気弁の特性は公差内でばらつきを生じており、必ずしも正確にモデルと一致していない場合がある。
【００１５】
上記特許文献１の装置では、現在における筒内充填吸気量はエアフローメータの実測値に基づいて求めているものの、現在から気筒吸気弁閉弁時までの充填吸気量の変化量はスロットル弁開度予測値を用いてエアモデル計算式のみに基づいて算出している。
このため、上記のような理由で吸気系モデルに誤差が生じている場合には特許文献１の装置では算出される筒内充填吸気量は誤差を含んだものとなり、特に過渡運転時には正確な燃料噴射制御を行うことができなくなる。
【００１６】
従って、エアモデル計算式を用いて吸入空気量を計算する場合には、機関運転中に実測に基づく吸入空気量と計算に基づく吸入空気量とを比較してモデル計算式の誤差を修正することが必要となる。
一方、特許文献３は筒内充填吸気量から吸気管圧力を算出する吸気系モデル計算式を用いて、機関の要求トルクから求まる要求吸入空気量を吸気管圧力に変換して、この要求吸気管圧力に基づいてスロットル弁開度を決定する制御装置において、機関運転中にエアフローメータで実測した実吸入空気量と吸気圧センサで実測した実吸気管圧力との関係に基づいて上記吸気系モデルの誤差を修正することを提案している。
【００１７】
しかし、特許文献３の装置では、吸気系全体を単一のモデルで表しており、実測値に基づいた修正もモデル全体に加えられる。
一方、実際にはモデル誤差が生じやすいのは、例えばスロットル弁や吸気弁などであり、吸気管モデルにはほとんど誤差を生じることがない。このため、吸気系モデル全体を実測値に基づいて一律に修正していると、本来修正の必要のないモデルについても同時に修正されることとなるため正確に誤差を修正することが困難である問題が生じる。
【００１８】
更に、吸気弁閉弁時の充填吸気量をエアモデルを用いて算出しているような場合には、算出される吸入空気量は将来の値であるのに対して実測できるのは現在の吸入空気量である。このため、実測値と計算値とを単純に比較してもモデル誤差を修正することはできない。
本発明は上記問題に鑑み、吸気系をモデル化して筒内充填吸気量を計算により算出する場合に、機関運転中に現在の実測値に基づいてモデル誤差を常時正確に修正することにより、吸入空気量の計算精度を大幅に向上することが可能な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いる。
【００１９】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明によれば、スロットル弁開度と吸気管圧力とを用いて予め定めたスロットル弁モデル計算式に基づいてスロットル弁通過吸気流量推定値を算出するとともに、該算出したスロットル弁通過流量推定値を用いて予め定めた吸気系モデル計算式に基づいて筒内充填吸気量推定値を算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、更に、現在の実際のスロットル弁開度を検出する実スロットル弁開度検出手段と、現在の実際の吸気管圧力を検出する実吸気管圧力検出手段と、現在の実際のスロットル弁通過吸気流量を検出する実吸気流量検出手段と、前記実スロットル弁開度検出手段の検出した実スロットル弁開度と、前記実吸気管圧力検出手段の検出した実吸気管圧力と、前記実吸気流量検出手段の検出した実吸気流量とに基づいて前記スロットル弁モデル計算式を、前記実吸気管圧力と前記実吸気流量とに基づいて前記吸気系モデル計算式を、それぞれ別個に修正するモデル修正手段と、を備えた内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００２０】
すなわち、請求項１の発明ではスロットル弁モデルと吸気系モデルとの２つのモデルから構成されるエアモデルに基づいて筒内充填吸気量が算出される。
また、本発明では、運転中のスロットル弁開度、吸気管圧力、吸気流量の実測値に基づいてモデルの修正を行うモデル修正手段が備えられている。このモデル修正は、スロットル弁モデルと吸気系モデルとの２つのモデルについてそれぞれの特性に合わせて個別に行われるため、モデル誤差の修正が実際の吸気系に合わせて的確に行われるようになり、吸入空気量の推定精度が向上する。
【００２１】
請求項２に記載の発明によれば、前記吸気系モデル計算式は、スロットル弁通過吸気流量に基づいて吸気管圧力推定値を算出する吸気管モデル計算式と、吸気管圧力に基づいて筒内充填吸気量推定値を算出する吸気弁モデル計算式と、を含み、前記モデル修正手段は、前記実スロットル弁開度と、前記実吸気管圧力とを用いて前記スロットル弁モデル計算式に基づいて較正用のスロットル弁通過流量推定値を算出し、前記実吸気流量と前記算出した較正用スロットル弁通過流量推定値とを比較した比較結果に基づいて前記スロットル弁モデル計算式を修正するスロットル弁モデル修正操作と、前記実吸気流量を用いて前記吸気管モデル計算式に基づいて較正用の吸気管圧力推定値を算出し、算出した較正用吸気管圧力推定値を用いて前記吸気弁モデルに基づいて較正用の筒内充填吸気量推定値を算出するとともに、前記実吸気管圧力を用いて前記吸気弁モデル計算式に基づいて基準となる筒内充填吸気量を算出し、算出した基準筒内充填吸気量と前記構成用筒内充填吸気量推定値とを比較した比較結果に基づいて前記吸気弁モデル計算式を修正する吸気弁モデル修正操作と、を行う請求項１に記載の内燃機関の吸気量推定装置が提供される。
【００２２】
すなわち、請求項２の発明では吸気系モデルは更に吸気管モデルと吸気弁モデルとを含んでいる。この場合、吸気管モデルは通常実際の吸気管に精度良く対応しており時間の経過により吸気管の特性変化が生じることもほとんどない。これに対して、吸気弁やスロットル弁は所期状態においても製作公差などによる製品毎のばらつき等によりそれぞれのモデルからのずれが生じやすく、更に時間の経過による特性の変化も生じやすいため、吸気弁モデル、スロットル弁モデルではモデル誤差が発生しやすい。
【００２３】
本発明では、モデル誤差が発生しやすいスロットル弁モデルについて実測値に基づいてモデルの修正を行う他、吸気系モデルについては吸気系モデル全体ではなく、特にモデル誤差が生じやすい吸気弁モデルを個別に実測値に基づいて修正する。
このように、モデル誤差が生じやすいモデル要素を個別に実測値に合わせて修正することにより、モデル全体が実際の吸気系に合わせて的確に修正されるようになり、吸入空気量の推定精度が向上する。
【００２４】
請求項３に記載の発明によれば、更に、現在から所定時間経過後のスロットル弁開度の将来値を予測する予測手段と、予測手段の予測した前記スロットル弁開度将来値と所定時間経過後の吸気管圧力の将来値とを用いて、前記スロットル弁モデル計算式に基づいて現在から所定時間経過後のスロットル弁通過吸気流量の将来値を予測し、該予測したスロットル弁通過吸気流量将来値を用いて、前記吸気管モデル計算式に基づいて前記吸気管圧力将来値を予測するとともに、予測した前記吸気管圧力将来値を用いて、前記吸気弁モデル計算式に基づいて現在から所定時間経過後の筒内充填吸気量の将来値を算出する吸気量予測手段を備え、前記モデル修正手段は前記吸気量予測手段による筒内充填吸気量の将来値算出操作と並行して前記スロットル弁モデル修正操作と吸気弁モデル修正操作とを実行する、請求項２に記載の内燃機関の吸気量推定装置が提供される。
【００２５】
すなわち、請求項３の発明では所定時間将来のスロットル弁開度を予測し、このスロットル弁開度予測値を用いて前述のスロットル弁モデル計算式と吸気管モデル計算式及び吸気弁モデル計算式に基づいて所定時間将来の筒内充填吸気量を算出する。このように、スロットル弁開度予測値に基づいて将来の充填吸気量を算出している場合、モデル計算式に基づいて算出される値は全て将来の値であるため、実測した現在の値と比較してもモデル誤差を修正することはできない。
【００２６】
本発明では、スロットル弁開度の予測値を用いて上記各モデル計算式に基づいて充填吸気量の予測値を算出する操作と並行して、吸気量予測操作で使用するのと同一のモデル計算式を用いて現在のスロットル弁通過流量と筒内充填吸気量との推定値を算出し、この現在における推定値と実測値とを比較することによりモデル誤差を修正する。これにより、筒内充填吸気量の予測値算出操作を行いながら実測値に基づくモデル修正操作を行うことが可能となり、吸入空気量の推定精度が向上する。
【００２７】
請求項４に記載の発明によれば、前記モデル修正手段は、機関の定常運転状態時には、前記実吸気流量に基づいて前記スロットル弁モデルと前記吸気系モデルとを修正する、請求項１に記載の内燃機関の推定装置が提供される。
【００２８】
すなわち、請求項４の発明ではモデル修正手段は定常運転状態においては、実測した実吸気流量に基づいてモデル修正を行う。定常運転状態においては、スロットル弁開度や機関回転数は一定に維持されているため、所定時間将来のスロットル弁通過吸気流量と気筒内充填吸気流量は、実測した現在のスロットル弁通過吸気流量に等しくなるはずである。このため、定常状態で実吸気流量に基づいてモデル修正を行うことにより、簡易かつ的確にモデル誤差を修正することが可能となる。
【００２９】
【発明の実施の形態】
以下、添付図面を用いて本発明の実施形態について説明する。
図１は本発明の吸入空気量推定装置を火花点火式機関に適用した場合の実施形態の概略構成を示す図である。
【００３０】
図１において、参照符号１０でその全体を示すのは火花点火式機関であり、本実施形態では４気筒ガソリン機関が使用されている。機関１０は、シリンダ２１、ピストン２２及びクランク軸２４を備え、シリンダ２１内のピストン２２上部には燃焼室２５が形成されている。
また、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには燃焼室２５に連通する吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を駆動する吸気カムシャフトの位相角及び吸気弁３２のバルブリフト量を連続的に変更可能な吸気弁制御装置３３が設けられている。図１に３３ａで示すのは吸気弁制御装置３３のアクチュエータである。また、吸気ポート３１には吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁３９が設けられている。
【００３１】
また、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには、吸気ポート３１と同様に燃焼室２５に連通する排気ポート３４、排気ポートを開閉する排気弁３５、排気弁３５を開閉駆動する排気カムシャフト３６が設けられている。
更に、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには燃焼室２５に面して点火プラグ３７と点火プラグに高電圧を供給する点火回路（イグナイタ）３８が設けられている。
【００３２】
機関１０の吸気系統４０は、機関の各気筒の吸気ポート３１に吸気マニホルドを介して接続された吸気管４１、吸気管４１に設けられたサージタンク４４、吸気管４１入口に設けられたエアクリーナ４２、吸気管４１のサージタンク４４上流側に配置されたスロットル弁４３を備えている。
本実施形態では、スロットル弁４３はステッパモータ等の適宜な形式のアクチュエータ４３ａを備えており、運転者のアクセルペダル８２操作とは独立した開度をとることができる、いわゆる電子スロットル弁とされている。
【００３３】
また、スロットル弁４３上流側の吸気管４１には吸気管に吸入されスロットル弁４３を通過して流れる吸入空気量を検出するエアフローメータ６１が設けられている。本実施形態では、エアフローメータ６１は熱線式流量計とされており、エアフローメータ６１近傍には吸気温度を検出する吸気温度センサ６２、大気圧を検出する大気圧センサ６３が設けられている。
【００３４】
また、機関１０の排気系統５０は、各気筒の排気ポート３４に排気マニホルド５１を介して接続された排気管５２を備えている。また、図１に５３で示すのは排気浄化触媒を収納した触媒コンバータである。
図１に８０で示すのは機関１０の制御を行う電子制御ユニット（ＥＣＵ）である。ＥＣＵ８０はＣＰＵ８１、ＲＯＭ８２、ＲＡＭ８３と入出力インターフェース８５及び、電源が切断されても記憶内容を保持可能なバックアップＲＡＭ８４等を双方向性バスで接続した公知の構成のマイクロコンピュータであり、点火時期や燃料噴射制御等の機関の基本制御を行う他、本実施形態では後述するエアモデルに基づく吸入空気量推定と、実測値に基づくモデルの修正操作とを行う。
【００３５】
これらの制御のため、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５には熱線式エアフローメータ６１からスロットル弁４３に流入する吸入空気量（重量流量）に対応する信号が、また吸気温度センサ６２と大気圧センサ６３から、それぞれ吸気温度（大気温度）、大気圧に対応する信号とが入力されている。吸気温度センサ６２と大気圧センサ６３との出力はエアフローメータ６１により検出した吸入空気量を気温と大気圧とに応じて補正するために用いられる。
【００３６】
また、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５には、スロットル弁４３近傍に設けられたスロットル弁開度センサ６４からスロットル弁４３開度に対応した電圧信号が、機関のアクセルペダル８２近傍に設けられたアクセル開度センサ７１から運転者のアクセルペダル踏み込み量（アクセル開度）に対応する電圧信号が、それぞれ入力されている他、サージタンク４４に配置された吸気圧センサ６５から吸気管圧力が入力されている。
【００３７】
更に、本実施形態では、吸気弁制御装置３３には吸気弁リフトセンサ６７、排気管５２の触媒コンバータ５３上流側に配置したＯ2センサ７０、機関１０の冷却水通路に配置した冷却水温度センサ６９が、それぞれ設けられており、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５に吸気弁３２のリフト量、排気酸素濃度及び機関冷却水温度をそれぞれ入力している。
【００３８】
図１に符号６６で示すのは吸気カムシャフト近傍に配置されたカム角センサ、６８で示すのはクランク軸近傍に配置されたクランク角センサである。
カム角センサ６６はクランク軸２４が１８０°回転する毎にカム位置信号を出力し、クランク角センサ６８はクランク軸２４が一定角度（例えば１０°）回転する毎にクランク回転角パルス信号を出力するとともに、クランク軸２４が基準回転位置をとる毎に（すなわちクランク軸２４が３６０°回転する毎に）、上記クランク回転角パルス信号よりパルス幅の広い基準クランク位置パルス信号を出力する。
【００３９】
これらの信号はＥＣＵ８０のインターフェース８５に入力される。ＥＣＵ８０は、例えばクランク回転角パルス信号の間隔から機関回転速度（回転数）を算出するとともに、基準クランク位置パルス信号入力後のクランク回転角パルス信号の数からクランク軸の回転位置（クランク角）を算出する。また、カム角センサ６６から入力するカム位置信号は、クランク角と共に吸気弁のバルブタイミングを算出するのに使用される。
【００４０】
本実施形態では、ＥＣＵ８０は機関１０のシリンダ２０に充填される吸気量Ｍｃを用いてそのシリンダにおける燃料噴射量ｆｃを、ｆｃ＝Ｋ×Ｍｃとして算出する。Ｋは機関空燃比に応じて定まる換算係数である。
また、ＥＣＵ８０はシリンダ２０に充填される吸気量（筒内充填吸気量）Ｍｃを機関１０の吸気系統４０をモデル化したエアモデル計算式を用いて算出する。
【００４１】
本実施形態では、本願出願人が特願２００１−３１６３５０号にて提案したエアモデルを用いた筒内充填吸気量Ｍｃ算出方法を用いている。以下、本実施形態における筒内充填吸気量算出方法について簡単に説明する。
本実施形態では、機関１０の吸気系統４０をスロットル弁、サージタンクを含む吸気管、吸気弁、シリンダの４つの要素に分解し、それぞれの要素をシミュレーションモデルで表して、要素内を流動する吸気の圧力、温度、流量を数式化することにより最終的に気筒内に充填される吸気量（筒内充填吸気量）Ｍｃを算出するようにしている。
【００４２】
以下、それぞれのモデルについて説明する。
（１）スロットル弁モデル
スロットル弁モデルは、基本的には図２に示すように絞り（スロットル弁開口部）を通過する気体の流れとして与えられる。
すなわち、図２に示すようにスロットル弁４３を絞りとして考えると、よく知られているようにスロットル弁４３を通過する気体流量ｍｔは、スロットル弁前後の気体圧力と温度、及びスロットル弁４３開口面積とによって定まり、次の数１または数２のスロットル弁モデル計算式で表される。
【００４３】
【数１】
【数２】
ここで、数１はスロットル弁４３上流側（大気側）の圧力が下流側（吸気管側）の圧力より高い場合の通常の吸気流れ（順流）方向のスロットル弁通過吸気流量を、数２はスロットル弁４３上流側の圧力が下流側の圧力より低く逆流が生じている場合のスロットル弁通過空気流量を、それぞれ表している。
【００４６】
数１、数２において、Ｃt（θｔ）は流量係数であり、スロットル弁開度θｔの関数、Ａｔ（θｔ）はスロットル弁開口面積でスロットル弁開度θｔの関数である。Ｐａはスロットル弁上流側の圧力で、本実施形態では大気圧を、Ｐｍはスロットル弁下流側の圧力で本実施形態では吸気管圧力、Ｔａ、Ｔｍは、それぞれスロットル弁上流側と下流側の吸気温度であり、本実施形態ではそれぞれ大気温度と吸気管内温度、Ｒはガス定数、κは吸気の比熱比であり、本実施形態ではＲとκは一定値として扱う。
【００４７】
本実施形態では、流量係数Ｃt（θｔ）及びスロットル弁開口面積Ａｔ（θｔ）は予めスロットル弁開度θ毎に算出され、数値マップの形でＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されている。
数１、数２に示すように、本実施形態のスロットル弁モデルは、大気圧Ｐａ及び吸気管圧力Ｐｍ、大気温度Ｔａまたは吸気管内温度Ｔｍ、及びスロットル弁開度θtを入力として、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを出力する。
【００４８】
（２）吸気管モデル
吸気管モデルは、一定容積の空間内に流入する吸気流量と流出する吸気流量とに基づいて、質量保存則とエネルギー保存則とを用いて吸気管圧力Ｐｍ及び温度Ｔｍを算出する。
スロットル弁４３から吸気弁３２に至る吸気管４１の容積をＶｍとすると、図３に示すように容積部Ｖｍに流入する吸気流はスロットル弁通過吸気流であるため、流入吸気流量はｍｔ、吸気温度はＴａとなる。
【００４９】
また、容積部Ｖｍから流出する吸気流量は吸気弁を通過して気筒に充填される吸気流量ｍｃで、この吸気流の温度は吸気管温度Ｔｍとなる。
従って、質量保存則から下記数３が、エネルギー保存則から下記数４が、それぞれ導かれる。
【００５０】
【数３】
【数４】
本実施形態では、ＥＣＵ８０での演算処理を行うため、数３、数４を積分して離散化した、以下の数５、数６式を用いる。
【００５３】
【数５】
【数６】
ここで、添字ｋは今回計算実行時の値を、ｋ−１は前回計算実行時の値を表し、Δｔは離散化する際の差分時間（例えば８ｍｓ程度のメッシュ）を表している。また、数５、数６式におけるｍｃＡＶＥは後述する筒内吸気流量ｍｃの時間平均値である。
【００５６】
吸気管温度Ｔｍは、数５より求めたＰｍ／Ｔｍと、数６から求めたＰｍとを用いてＴｍ＝Ｐｍ／（Ｐｍ／Ｔｍ）として算出される。
（３）吸気弁モデル
吸気弁モデルは、図４に示すように吸気弁３２を通過する吸気流を表すモデルであり、基本的にはスロットル弁モデルと同様に絞り（吸気弁開口面積）を通過する吸気流として表される。
【００５７】
従って、吸気弁モデルは前述のスロットル弁モデル（数１、数２）と同様に下記の数７、数８の式で表される。
【００５８】
【数７】
【数８】
ここで、ｍｃは吸気弁を通過する吸気流量、すなわち気筒内に単位時間内に充填される吸気量、Ｐｍ、Ｔｍは吸気管圧力及び温度、Ｐｃ、Ｔｃはシリンダ内圧力及び温度でしある。また、Ｃｖ（Ｌ）は流量係数であり、吸気弁のリフト量Ｌの関数、Ａｖ（Ｌ）は吸気弁３２の開口面積であり、同様にリフト量Ｌの関数となる。
【００６１】
本実施形態では、積値Ｃｖ（Ｌ）・Ａｖ（Ｌ）の値は各Ｌの値に対して計算され、数値テーブルの形でＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されている。
スロットル弁モデル（数１、数２）と同様に数７は吸気管圧力Ｐｍがシリンダ内圧力Ｐｃより大きく、気筒内に吸気が流入している場合を、数８はＰｍがＰｃより小さく気筒内から吸気が吸気管に逆流している場合を、それぞれ表している。
【００６２】
数７、数８に示すように、本実施形態の吸気弁モデルは、吸気管圧力Ｐｍ、シリンダ内圧力Ｐｃ、吸気管内温度Ｔｍまたはシリンダ内温度Ｔｃ、及び吸気弁リフト量Ｌを入力として、吸気弁通過吸気流量ｍｃを出力する。
（４）シリンダモデル
本実施形態のシリンダモデルは、図５に示すように体積Ｖｃ（可変）の閉空間（Ｖｃはクランク角の関数）に流量ｍｃ、温度Ｔｍの吸気が流入するモデルとして与えられ、ｍｃ、Ｔｍ（及びクランク角）を入力とし、シリンダ内圧力Ｐｃ、温度Ｔｃ及び吸気行程中に筒内に充填された吸気の総量Ｍｃを出力する。
【００６３】
シリンダモデルは、基本的にはエネルギ保存則に基づく下記数９で表される。
【００６４】
【数９】
ここで、Ｑはシリンダ壁面、吸気ポート壁面などから吸気に与えられる熱量である。
また、シリンダ内温度Ｔｃは、気体の状態方程式から下記数１０で表される。
【００６６】
【数１０】
ここで、Ｍｃ１は吸気弁開弁時からの充填吸気量であり、吸気弁開弁時から現在（Ｔｃ計算時）までの吸気流量ｍｃの積分値として与えられる。
【００６８】
上記数９は、このままの形ではＥＣＵ８０で演算を行うことができないため、例えば実際上無視できるほど小さい数９の第３項（熱量Ｑの項）を削除し、経験に基づく修正を加えた上で離散化形式に直し、以下の数１１及び数１２の形で使用する。
【００６９】
【数１１】
【数１２】
なお、数１１のＰ′ｃ（ｔ）は筒内圧力Ｐｃ（Ｔ）、温度Ｔｃ、筒内充填吸気量Ｍｃを算出するために使用する仮の圧力値である。
【００７２】
また、Δｔは数１１、数１２を離散化する際の差分時間（シリンダモデルでは吸気管モデルの場合に較べてΔｔは短く設定され、例えば１ｍｓ程度のメッシュに設定される）である。
筒内充填吸気量Ｍｃは、Ｐ′ｃ（ｔ）、Ｐｃ（Ｔ）、Ｖｃを用いて以下の数１３で、シリンダ内温度Ｔｃは、Ｐｃ（Ｔ）、Ｖｃ、Ｍｃ１を用いて前述の数１０で算出される。
【００７３】
【数１３】
数１３で、ｔ0、ｔfは、それぞれ吸気弁開弁時と吸気弁閉弁時を表している。すなわち、数１３は、吸気弁開弁中に気筒内に流入する気体の総量を表している。また、前述の吸気管モデル計算式数５、数６で使用される平均吸気流量ｍｃＡＶＥは、数１３で算出された筒内への吸気充填量Ｍｃをクランク角１８０°に相当する時間Ｔ（１８０ＣＡ）で除した値である。
すなわち、ｍｃＡＶＥ＝Ｍｃ／Ｔ（１８０ＣＡ）
図６は、上記に説明したスロットル弁モデル、吸気管モデル、吸気弁モデル、シリンダモデルなどのモデル要素から構成される本実施形態のエアモデル全体を示すブロック線図である。図６を用いて、各モデル要素のモデル計算式、入力と出力、各モデル要素間の関係及び筒内充填吸気量Ｍｃの算出過程等について再度まとめておく。
【００７５】
（Ａ）スロットル弁モデル（図６、Ｍ１０）
（１）計算式
【００７６】
【数１４】
【数１５】
（２）入力
・スロットル弁開度θｔ
・大気圧Ｐａ（大気圧センサ６３出力）
・大気温度Ｔａ（吸気温度センサ６２出力）
・吸気管圧力Ｐｍ
・吸気管温度Ｔｍ（数１５（逆流時）の場合）
（３）出力
・スロットル弁通過吸気流量ｍｔ
（Ｂ）吸気管モデル
（１）計算式
【００７９】
【数１６】
【数１７】
【数１８】
（２）入力
・スロットル弁通過吸気流量ｍｔ(k-1)
・吸気弁通過吸気流量（平均値）ｍｃＡＶＥ(k-1)
・Ｐｍ(k-1)、Ｔｍ(k-1)、（Ｐｍ／Ｔｍ）(k-1)
（３）出力
・吸気管圧力Ｐｍ(k)
・吸気管温度Ｔｍ(k)
（Ｃ）吸気弁モデル
（１）計算式
【００８３】
【数１９】
【数２０】
（２）入力
・吸気管圧力Ｐｍ
・吸気管温度Ｔｍ
・シリンダ圧力Ｐｃ
・シリンダ内温度Ｔｃ（数２０（逆流時）の場合）
・バルブリフト量Ｌ（クランク角から算出）
（３）出力
吸気弁通過吸気流量（瞬時値）ｍｃ
（Ｄ）シリンダモデル
（１）計算式
【００８６】
【数２１】
【数２２】
【数２３】
【数２４】
【数２５】
（２）入力
・シリンダ容積Ｖｃ（クランク角から算出）
・吸気弁通過吸気量（瞬時値）ｍｃ
・吸気管内温度Ｔｍ
（３）出力
・シリンダ圧力Ｐｃ
・シリンダ内温度Ｔｃ
・筒内充填吸気量Ｍｃ
・吸気弁通過吸気流量ｍｃＡＶＥ（平均値）
上述のように、スロットル弁モデル以外のモデル、すなわち吸気管モデル、吸気弁モデル、シリンダモデルの入力はクランク角以外は全て他のモデルの出力値が使用できる。また、クランク角は機関回転数ＮＥの関数として算出できる。
【００９２】
更に、スロットル弁モデルの入力も、スロットル弁開度θ（ｔ）、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａを除き、他のモデルの出力値が使用できる。そして、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａは短時間では変化しないため、略一定値と考えて良い。
従って、図６に示したエアモデルでは基本的にスロットル弁開度θ（ｔ）と機関回転数ＮＥとが定まれば筒内充填吸気量ｍｃを算出することができる。
【００９３】
具体的には、例えば機関始動時には初期値としてＰｍ、Ｐｃを大気圧Ｐａに、Ｔｍ、Ｔｃを大気温度Ｔａに、また、流量ｍｔ、ｍｃは０にそれぞれ設定し、上述の数１４から２５の計算を行う。
そして、この結果得られたＰｍ、ＰｃＴｍ、Ｔｃ、ｍｔ、ｍｃ等の値を用いて数１４から数２５の次回の計算を行う。そして、この計算を機関始動時から所定の間隔（例えば８ｍｓ程度）でその時点におけるθ（ｔ）、ＮＥの値と前回の計算で求めたＰｍ、ｔｍ、ｍｔ、ｍｃ等の値を用いて繰り返す。これにより、Ｐｍ、ｔｍ、ｍｔ、ｍｃ等は計算開始後短時間で精度良く実際の値に一致するようになる。
これにより、過渡時などにおいても正確に筒内充填吸気量が算出される。
【００９４】
更に、本実施形態では電子スロットル弁の駆動を遅延することにより、将来の筒内充填吸気量を予測する、いわゆる先読みを行う。
前述したように、本実施形態では電子スロットル弁４３が用いられており、アクセルペダル８２とスロットル弁４３とは直接リンクで接続されていない。従って、本実施形態ではアクセルペダル８２の操作とは直接関係なくスロットル弁開度を設定することが可能となっている。
【００９５】
本実施形態では、ＥＣＵ８０はアクセル開度センサ７１で運転者のアクセルペダル８２操作量（アクセル開度）ＡＣＣＰを検出し、アクセル開度ＡＣＣＰに応じて予め設定されている目標スロットル弁開度になるように電子スロットル弁４３のアクチュエータ４３ａを駆動する。
アクセルペダルとスロットル弁とをリンクで直接連結した機械式スロットル弁装置においても、リンクの遊びや各部の弾性的変形などにより実際のスロットル弁の動作はアクセルペダルの動きに対して遅れが生じるが、電子スロットル弁装置の場合も、同様に制御遅れやアクチュエータの作動速度等の動特性によりアクセルペダルの動き（すなわち目標スロットル弁開度の変化）に対して実際のスロットル弁の動作にはわずかながら遅れが生じている。
【００９６】
より詳細には、例えば定常運転状態でスロットル弁開度が一定に維持されている状態から、目標開度がステップ的にある値に変化したとする。この場合には、スロットル弁４３開度も目標開度の変化と同時にステップ状に変化するのではなく、アクチュエータの作動特性（遅れ特性）に応じた変化速度で目標開度に到達する。
このことは、電子スロットル弁４３の作動特性が判明していれば、目標開度が変化した後のスロットル弁の動きは完全に予測可能であることを意味している。
【００９７】
例えば、仮に電子スロットル弁４３の作動特性が目標開度変化に対して一時遅れ系で表されるとすると、図７実線Ｃに示すように時点ｔ０において目標開度がステップ的にαだけ増大した場合、実際のスロットル弁開度は、図７の実線Ａに示すような変化をたどり目標開度に到達する。
従って、仮に目標開度がステップ状に変化した後一定に維持されるのであれば、目標開度の変化が生じた時点（図７、ｔ０）で、その後の実際のスロットル弁開度（例えば時点ｔ１における開度）を予測することが可能である。しかし、このように時点ｔ０において将来の時点ｔ１における実際のスロットル弁開度を予測可能となるのは、時点ｔ０からｔ１の間で目標スロットル弁開度が変化しない場合に限られ、仮に時点ｔ０からｔ１の間で点線Ｂに示すように目標開度が変化するとすれば、時点ｔ０で予測した時点ｔ１におけるスロットル弁開度は実際とは一致しなくなる。
【００９８】
すなわち、目標スロットル弁開度が変化するような運転状態で時点ｔ０において時点ｔ１におけるスロットル弁開度を正確に予測するためには、時点ｔ０からｔ１までの間でどのように目標開度が変化するかを知る必要がある。もちろん、実際には時点ｔ０において将来の（時点ｔ１までの）目標スロットル弁開度の変化を知ることはできない。
【００９９】
しかし、本実施形態ではアクセルペダル８２の操作に対してアクチュエータ４３ａへの目標開度の出力を一定の時間遅らせることにより将来の目標スロットル弁開度変化を知るのと同等な効果を得ることを可能としている。
すなわち、例えばアクセルペダル操作に対してアクチュエータ４３ａへの目標スロットル弁開度出力を時間Ｔｄだけ遅らせたとする（Ｔｄ＝ｔ１−ｔ０）。この場合、実際には時点ｔ０′でアクセルペダル８２が操作されてアクセル開度ＡＣＣＰが変化しても、実際にＡＣＣＰに対する目標スロットル弁開度がスロットル弁のアクチュエータに出力されてスロットル弁が動作を開始するのは時間Ｔｄだけ遅れたｔ０になる。
【０１００】
この場合、アクチュエータに目標開度を出力する時点では実際には時点ｔ０′でアクセルペダル８２が操作されてから既にＴｄだけ時間が経過しており、その間のアクセルペダル８２の操作（ＡＣＣＰの変化）が全て判っている。
このことは、時点ｔ０を基準にして考えると、ｔ０から時間Ｔｄが経過するまで、すなわち将来の時点ｔ０までの間にＡＣＣＰ（及び目標スロットル弁開度）がどのように変化するかをｔ０の時点において知ることができるのと同等である。例えば、時点ｔ０′から現時点ｔ０までの間に目標スロットル弁開度が一点鎖線Ｃ′（図７）で示すように変化した場合であれば、現時点ｔ０で将来、目標開度が図７に点線Ｂで示すように変化することを知ることができるのである。
【０１０１】
従って、この場合には時点ｔ０において、将来生じる目標スロットル弁開度の変化（点線Ｂ）を考慮に入れて実際のスロットル弁の動作（点線Ａ′）を予測することが可能となり、時点ｔ１における実際のスロットル弁開度を正確に予測することが可能となるのである。
本実施形態では、ＥＣＵ８０を含む制御系の応答特性とアクチュエータ４３ａを含むスロットル系の応答特性とを予め求めてあり、これらを総合した電子スロットル弁装置４３の作動特性を、例えば１次遅れ系等にモデル化してＥＣＵ８０のＲＯＭに格納してある。
【０１０２】
この電子スロットル弁モデルは、アクセル開度ＡＣＣＰを入力として将来の時点のスロットル弁開度θの予測値を出力するものである。
本実施形態では、ＥＣＵ８０はアクセルペダル操作に対してアクチュエータ４３ａへの目標開度出力を所定の遅れ時間（図７のＴｄに相当する時間）だけ遅らせるため、厳密には運転者の操作に対してこの遅れ時間だけ機関の応答遅れが生じる。しかし、この遅れ時間は運転者が動作遅れを体感することができない程度の短い時間（例えば数十ミリ秒程度）に設定されているため実際の運転上は問題は生じない。
【０１０３】
次に、上記のような将来のスロットル弁開度予測が必要となる理由について説明する。
前述したように、本実施形態ではスロットル弁開度を図６で説明したエアモデルに入力することにより筒内充填吸気量Ｍｃを算出している。ところが、筒内充填吸気量は気筒吸気弁が閉弁した時に確定する。従って、正確に筒内充填吸気量Ｍｃを推定するためには吸気弁閉弁時までのスロットル弁開度をエアモデルに入力する必要がある。ところが、筒内充填吸気量の値が必要となる燃料噴射量算出時点は吸気弁が閉弁するより前の時点であるため、この時点で吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を算出するためには、吸気弁閉弁時までの将来のスロットル弁開度変化を正確に推定する必要が生じる。
【０１０４】
そこで、本実施形態では実際のスロットル弁駆動を遅れ時間Ｔｄだけ遅らせるとともに、現在の（遅れのない）アクセル開度ＡＣＣＰを順次上記電子スロットル弁装置に入力して時間Ｔｄの間蓄積している。これにより、現在から時間Ｔｄ将来までのスロットル弁目標開度を正確に知ることが可能となり、この目標開度と電子スロットル弁装置の作動特性とに基づいて現在から時間Ｔｄ将来までのスロットル弁開度を正確に予測することが可能となる。本実施形態では、このようにして求めた将来のスロットル弁開度をエアモデルに入力することにより、吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を正確に算出しているのである。なお、正確には燃料噴射量算出時点から吸気弁閉弁時までの時間が上記遅れ時間Ｔｄより小さい場合には、エアモデルに入力される目標スロットル弁開度は実際のアクセル開度ＡＣＣＰの変化を反映したものになる。また、燃料噴射量算出時点から吸気弁閉弁時までの時間が上記遅れ時間Ｔｄより長い場合には、Ｔｄ経過後のアクセル開度ＡＣＣＰの変化は実際の値を使うことができないため、遅れ時間Ｔｄ内のアクセル開度変化を外挿することにより算出する。
【０１０５】
図８は、図６のエアモデルと上記電子スロットル弁モデルとを組み合わせた吸入空気量推定装置を示す。図８に示すように、本実施形態ではアクセル開度センサ７１で検出したアクセル開度ＡＣＣＰを逐次電子スロットル弁モデルＭ５０に入力していくことにより、燃料噴射量算出タイミングにおいて、将来の吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を算出することが可能となっている。
【０１０６】
なお、筒内充填吸気量算出のためには吸気弁閉弁時のスロットル弁開度予測値とともに、機関回転数の予測値も必要となる。しかし、実際には回転数の変化はスロットル弁開度の変化に較べて遅いため、本実施形態では現在の機関回転数を用いて吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を算出しているがこれにより算出される筒内充填吸気量に大きな誤差が生じることはない。
【０１０７】
上述のように、電子スロットル弁の遅延駆動制御と、電子スロットル弁モデル、エアモデルとを組み合わせることにより、アクセル開度変化が大きい過渡運転時においても燃料噴射量算出時点で将来の吸気弁閉弁時の筒内充填吸気量を予測することが可能となり、正確な燃料噴射量制御を行うことが可能となる。
ところが、上記したように図８の装置ではアクセル開度と機関回転数とのみを入力するモデル計算式を用いて機関始動時からの逐次計算により筒内充填吸気量が算出される。このため、エアモデルの各要素モデルにモデル化誤差が生じていると算出される筒内充填吸気量は不正確になり燃料噴射量の正確な算出ができなくなる。
【０１０８】
一方、エアモデルの各要素モデルを考えると、モデル化そのものには誤差がない場合であっても、使用による特性の変化や製作公差によるばらつきなどによりモデル化誤差が生じている場合がある。このため、エアモデルにより求めた筒内充填吸気量などの値をエアフローメータや吸気管圧力から求めた吸気量と比較し、モデル計算式から計算した吸気量をエアフローメータなどにより求めた実測値に合致するように修正することが行われている。
【０１０９】
しかし、このような従来の修正方法は各要素モデルの集合であるエアモデルの全体を一律に修正するものであるのに対して、実際には各モデルに発生する誤差は一律ではなく、それぞれのモデル毎に相違している。このため、全体を一律に修正する方法では正確なモデルの修正を行うことはできず、例えば定常運転時に筒内充填吸気量を実測値に合致するように補正すると、過渡運転時などでは吸気圧力の計算値が実測値から大きく離れてしまい、過渡時の筒内充填吸気量に大きな誤差が生じるような場合がある。
【０１１０】
そこで、本実施形態では、実測値に基づいてモデル修正するものの、エアモデル全体（Ｍ１０〜Ｍ４０）を一律に修正するのではなく、それぞれの要素モデルに応じた補正を別個に行う。
ここで、エアモデルに含まれる各要素モデル（スロットル弁モデルＭ１０、吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０及びシリンダモデルＭ４０）のうち、スロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３０とは製作／組み立て公差によるばらつきや、使用による特性変化（流量係数の変化など）が生じやすい。これに対して、吸気管モデルＭ２０とシリンダモデルＭ４０とは単に容積のみが問題となる比較的単純なモデルであり、ばらつきや使用による特性変化は生じにくいため、当初のモデル化さえ正確にできていれば、運転中にこれらのモデルを修正する必要はない。
【０１１１】
従って、本実施形態ではモデル化誤差が生じやすいスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ４０とを機関運転中に実測値に基づいて個別にモデル計算式を修正するようにしている。
次に、本実施形態のモデル修正方法について説明する。
本実施形態では、現在の実際の吸気流量、スロットル弁開度、吸気管圧力を、それぞれエアフローメータ６１、スロットル弁開度センサ６４、吸気圧センサ６５で実測し、これらの値を用いて図８の筒内充填吸気量計算とは独立してスロットル弁モデル、吸気弁モデルなどを用いて修正操作を行う。
【０１１２】
以下、スロットル弁モデルの修正操作と吸気弁モデルの修正操作とについて説明する。
図９は、スロットル弁モデルＭ１０の修正操作を説明するブロック図である。
本実施形態では、吸気圧センサ６５とスロットル弁開度センサ６４とで実測した現在の吸気管圧力Ｐｍとスロットル弁開度θ（及び大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ）とを用いてスロットル弁モデルＭ１０（図２）に基づいてスロットル弁通過吸気流量ｍｔを算出し、この流量がエアフローメータ６１の出力から算出した現在のスロットル弁通過吸気流量に一致するようにスロットル弁モデル計算式数１４、１５を修正する。
【０１１３】
図９において、実測値Ｐｍとθとを用いて数１４（または数１５）に基づいて算出された現在のスロットル弁通過吸気流量ｍｔはエアフローメータモデルＭ６０により、エアフローメータ６１出力相当値に変換される。
実際のエアフローメータ６１出力は、実際のスロットル弁通過吸気流量に対して固有の応答特性に基づく応答遅れを有している。エアフローメータモデルＭ６０は、この応答特性をシミュレートしたモデルであり、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを入力として、実際のスロットル弁通過吸気流量がこの値のときにエアフローメータ６１が出力するであろう出力値を出力するものである。
【０１１４】
従って、スロットル弁モデルＭ１０にモデル化誤差が含まれていない場合には、実際のエアフローメータ６１出力ＡＦＭと、エアフローメータモデルＭ６０の出力ＡＦＭｍｔとは一致するはずであり、一致していない場合にはスロットル弁モデルＭ１０にモデル化誤差が生じていると考えられる。
従って、ＡＦＭとＡＦＭｍｔとが一致しない場合には、ＡＦＭｍｔ（添字ｍｔは、スロットル弁モデルでの計算結果であることを表している）がＡＦＭ（実測値）に一致するようにスロットル弁モデルＭ１０の計算式を修正する。
【０１１５】
本実施形態では、前述したようにスロットル弁モデルＭ１０の計算式として、下記数２６、数２７を用いている。
【０１１６】
【数２６】
【数２７】
上記数２６、２７においてＣt（θｔ）は流量係数である。流量係数は製品毎のばらつきや使用による特性変化の影響を受けやすい。従って、本実施形態では、数２６、数２７での流量算出結果ＡＦＭｍｔが実測値ＡＦＭに一致するように流量係数の値を以下のように修正する。
【０１１９】
Ｃｔ（θｔ）＝Ｃｔ（θｔ）×（ＡＦＭ／ＡＦＭｍｔ）
これにより、スロットル弁モデルＭ１０が修正され、スロットル弁モデルＭ１０を用いた計算結果がエアフローメータ６１による実測値と一致するようになる。なお、当然ながらスロットル弁モデルＭ１０の上記修正結果は図８の筒内充填吸気量計算にも同時に反映され、筒内充填吸気量の推定精度が向上するようになる。
【０１２０】
図１０は吸気弁モデルの修正操作を説明するブロック図である。
本実施形態では、エアフローメータ６１出力ＡＦＭを用いて算出した筒内充填吸気量と、吸気圧センサ６５で検出した吸気管圧力Ｐｍを用いて算出した筒内充填吸気量との比較結果に基づいて吸気弁モデルＭ３０の修正を行う。
すなわち、本実施形態ではエアフローメータ６１出力から求めたスロットル弁通過吸気流量ｍｔａｆｍを吸気管モデルＭ２０に入力し、吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０、シリンダモデルＭ４０を用いて図８で説明したと同様な逐次計算を行い気筒内充填吸気流量ｍｃａｆｍを算出する。そして、この流量を吸気行程全体にわたって積算した筒内充填吸気量Ｍｃａｆｍを求める。図１０において、添字ａｆｍは、添字ａｆｍが付された値がエアフローメータ６１で検出した吸気流量ＡＦＭを用いて算出された値であることを表している。
【０１２１】
詳細には、エアフローメータ６１出力ＡＦＭは、逆エアフローメータモデルＭ７０に入力される。逆エアフローメータモデルＭ７０は、エアフローメータ６１出力から、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを求めるモデルである。
前述したエアフローメータモデルＭ６０は、実際のエアフローメータ６１の応答遅れをモデル化したものであり、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを入力し、スロットル弁通過吸気流量がこの入力値であるときにエアフローメータ６１が出力するであろう値を出力するモデルであり、基本的に応答遅れ系のモデルとなる。
【０１２２】
これに対して逆エアフローメータモデルＭ７０は、エアフローメータ６１の出力ＡＦＭを入力し、エアフローメータ６１出力がこの値のときに実際にスロットル弁を通過する吸気流量ｍｔを出力する、エアフローメータモデルＭ６０とは逆の作用を行うモデルである。
逆エアフローメータモデルＭ７０はエアフローメータモデルＭ６０を用いて以下のように設定される。
【０１２３】
いまエアフローメータモデルＭ６０の伝達関数をＰ（ｓ）で表し、入力（スロットル弁通過吸気流量ｍｔ）をｒ（ｓ）、出力（エアフローメータ出力ＡＦＭ）をｙ（ｓ）で表すと、ブロック図は図１１のようになり、入力と出力との関係は、数２８で表される。
【０１２４】
【数２８】
従ってエアフローメータ出力ｙ（ｓ）からスロットル弁通過吸気流量ｒ（ｓ）を求める伝達関数、すなわち逆エアフローメータモデルＭ７０の伝達関数は数２９で表される。
【０１２６】
【数２９】
一般に、Ｐ（ｓ）は非線形であるため、Ｐ（ｓ）が判っていても１／Ｐ（ｓ）をＥＣＵ８０で処理できる離散形式で表すことは困難である。
【０１２８】
そこで、本実施形態では、逆エアフローメータモデルＭ７０として図１２に示す回路を用いる。
ここでＫ（ｓ）は閉ループを安定化するためのコントローラである。
図１２の回路の出力ｚ（ｓ）は、数３０で表される。
【０１２９】
【数３０】
数３０はＫ（ｓ）とＰ（ｓ）とを用いて離散形式で表すことができる。
【０１３１】
ここで、｜Ｋ（ｓ）｜＞＞｜Ｐ（ｓ）｜となるようにＫ（ｓ）を設定すると、数３１が成立する。
【０１３２】
【数３１】
すなわち、図１２の回路を逆エアフローメータＭ７０として用いることができる。
本実施形態では、エアフローメータモデルＭ６０を用いて図１２の回路を形成することにより、逆エアフローメータモデルＭ７０を得ている。
【０１３４】
図１０ではエアフローメータ６１で実測した吸気流量ＡＦＭから図１２の逆エアフローメータモデルＭ７０を用いてスロットル弁通過吸気流量ｍｔａｆｍを算出し、このスロットル弁通過吸気流量ｍｔａｆｍを用いた逐次計算により吸気弁モデルＭ３０出力ｍｃａｆｍ（筒内充填吸気流量）を求める、そしてこの流量を吸気行程１サイクル分積算することにより筒内充填吸気量Ｍｃａｆｍを算出する。
【０１３５】
この筒内充填吸気量Ｍｃａｆｍはエアフローメータ６１による吸気流量の実測値に基づくものであり、スロットル弁モデルＭ１０を介していない値である。
一方、上記とは別に本実施形態では、吸気圧センサ６５で検出した吸気管圧力Ｐｍの実測値を用いて吸気弁モデルＭ３０とシリンダモデルＭ４０とを用いて筒内充填吸気流量ｍｃｐｍを算出する。ここで添字ｐｍは吸気圧センサ６５で検出した吸気圧力Ｐｍを用いて算出された値であることを表している。
【０１３６】
実際の吸気管圧力Ｐｍを用いて算出した筒内充填吸気流量ｍｃｐｍは、ｍｃａｆｍの場合と同様に吸気行程１サイクル分積算されて筒内充填吸気量Ｍｃｐｍが求められる。
図１０から判るように、Ｍｃａｆｍは実際の吸気流量に基づいて吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０、シリンダモデルＭ４０を用いて算出した値である。また、Ｍｃｐｍは実際の吸気管圧力に基づいて吸気弁モデルＭ３０とシリンダモデルＭ４０とを用いて算出した値であり、モデル化誤差が無ければ両者は一致するはずである。また、Ｍｃａｆｍは吸気管モデルＭ２０とシリンダモデルＭ４０を、またＭｃｐｍはシリンダモデルＭ４０を、それぞれ使用しているものの、前述したように、吸気管モデルＭ２０とシリンダモデルＭ４０とにはモデル化の誤差が生じにくい。
【０１３７】
従って、ＭｃａｆｍとＭｃｐｍとが一致しない場合には、吸気弁モデルＭ３０にモデル化誤差が生じていることになる。また、この場合、実測した吸気流量に基づくＭｃａｆｍの方が吸気圧力に基づくＭｃｐｍより信頼性が高いと考えられる。
そこで、本実施形態ではＭｃａｆｍとＭｃｐｍとが一致しない場合には、吸気弁モデルの流量修正係数αを、α＝Ｍｃａｆｍ／Ｍｃｐｍとして求め、吸気弁モデル（数７、数８）を以下の数３２、数３３の形に修正する。
【０１３８】
【数３２】
【数３３】
これにより、吸気弁モデルＭ３０はＭｃｐｍがＭｃａｆｍに一致するように修正される。
【０１４１】
図１３は、図８のエアモデルによる筒内充填吸気量推定操作と、図９のスロットル弁モデル修正操作、図１０の吸気弁モデル修正操作との相互の関係を示すために１つのブロック図にまとめて描いたモデルである。図１３では明示のため図８から図１０のモデルの各要素の入出力を一部省略して示している。
図において、引数（ｔ）は現在の値を、（ｔ＋ｔｆｗｄ）は現在から所定時間（例えば、図７の遅れ時間Ｔｄ）だけ先の予測値をそれぞれ示している。
【０１４２】
図１３に示すように、本実施形態では電子スロットル弁モデルＭ５０と、Ｍ１０からＭ４０のエアモデルを用いて、現在より所定時間ｔｆｗｄだけ筒内充填吸気量Ｍｃ（ｔ＋ｔｆｗｄ）を予測する操作と並行して、同時に現在のスロットル弁開度センサ６４、エアフローメータ６１、吸気圧センサ６５でそれぞれ実測した現在のスロットル弁開度、吸気流量、吸気管圧力６５の値を用いてスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３０とを個別に修正している。
【０１４３】
これにより、モデル化誤差が生じやすいスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３０とを機関運転中に個別に独立して修正可能となるため、製品毎のばらつきによる誤差や各要素の特性変化による誤差などが適切に修正され、吸気量推定の精度が向上するようになる。
次に、図１４を用いて本発明の別の実施形態について説明する。
【０１４４】
図１４は、図８と同様なブロック図であるが、図８のものとは異なるエアモデルが使用されている。すなわち、図１４のエアモデルはスロットル弁モデルＭ１０、吸気管モデルＭ２０及び吸気弁モデルＭ３１のみで構成されており、図８のシリンダモデルＭ４０は省略されている。
また、本実施形態の吸気弁モデルＭ３１は、以下の数３４で表される。
【０１４５】
【数３４】
ここで、ｍｃＡＶＥは吸気弁通過吸気流量（平均値）、ａ、ｂは機関回転数（及びバルブタイミング）により定まる係数である。
【０１４７】
すなわち、図１４の吸気弁モデルＭ３１では、図８のシリンダモデルＭ４０を用いたエアモデルとは異なり吸気弁を通過する吸気流量の瞬時変化は考慮しておらず、「吸気弁閉弁時に気筒内に充填された吸気の量は吸気弁閉弁時の吸気管圧力Ｐｍに比例する（すなわち、吸気弁閉弁時の筒内圧は吸気管圧力Ｐｍに等しくなっている）」との前提に基づいている。
【０１４８】
従って、吸気弁閉弁時の気筒内充填ガス量はＡ・Ｐｍで表される。一方、気筒内には既燃ガスが残留するため、この気筒内の残留既燃ガス量をＢとすると、吸気弁を通って気筒内に充填される吸気量（新気量）１サイクル分の合計Ｍｃは、Ｍｃ＝Ａ・Ｐｍ−Ｂとなる。
ここで、Ａ、Ｂは機関回転数とバルブタイミングにより定まる定数であるが、Ｍｃの値は吸気管温度Ｔｍと吸気温度（大気温度）Ｔａによっても大きく変化するため、ＴｍとＴａとを用いた補正を加えるとともに、充填量（合計）Ｍｃを吸気行程（クランク角１８０°）にわたって平均して、平均吸気流量ｍｃＡＶＥとして上記数３４が得られる。このように、図１４の吸気弁モデルＭ３１を用いることによりシリンダモデルＭ４０を用いることなく簡易に筒内充填吸気流量が求められる。
【０１４９】
図１４のモデルの修正について説明する。本実施形態においても誤差が生じやすいスロットル弁モデルＭ１０と吸気弁モデルＭ３１とを機関運転中に通常の筒内充填吸気流量の推定操作と並行して個別に修正を行う。
図１４のように、吸気弁モデルＭ３１を用いた場合にも、図１０の場合と全く同様に、エアフローメータ６１の出力を逆エアフローメータモデルＭ７０に入力することによりスロットル弁通過流量ｍｔａｆｍを算出し、このｍｔａｆｍと前回計算時の筒内充填吸気流量平均値ｍｃＡＶＥを吸気管モデルに入力して求めた吸気管圧力Ｐｍと温度Ｔｍとを吸気弁モデルＭ３１に入力することにより、今回の筒内充填吸気流量ｍｃＡＶＥａｆｍを算出するとともに、吸気圧センサ６５で実際に測定した吸気管圧力ｐｍと、ｍｃＡＶＥａｆｍ計算時の吸気管モデルＭ２０出力の吸気管温度Ｔｍａｆｍとを吸気弁モデル３１に入力することによりｍｃＡＶＥｐｍを算出する。そして吸気弁モデルの流量修正係数αを、α＝ｍｃＡＶＥａｆｍ／ｍｃＡＶＥｐｍとして求め、吸気弁モデル（数３４）を以下の数３５の形に修正することにより修正が可能である。
【０１５０】
【数３５】
なお、本実施形態のスロットル弁モデルＭ１０の修正方法は図９、図１３で説明したものと同一である。
【０１５２】
上述のように、図１３、図１４の修正操作を行うことにより、機関の運転状態が定常であるか過渡であるかにかかわらず、モデル化誤差が修正され吸気充填量の推定精度が向上するが、機関が定常運転されている場合には更に簡易にモデルの修正を行うことが可能となる。
すなわち、機関が定常運転されている場合（機関回転数、アクセル開度、バルブタイミングが変化しない場合）には、スロットル弁通過吸気流量ｍｔと気筒充填吸気流量ｍｃＡＶＥとは等しくなり、しかも定常状態では現在から吸気弁閉弁時までの間に吸気管圧力Ｐｍと流量との変化はないと考えられるため、エアフローメータ６１で検出した現在の流量ＡＦＭ（ｔ）と吸気弁閉弁時のｍｔ（ｔ＋ｔｆｗｄ）とｍｃＡＶＥ（ｔ＋ｔｆｗｄ）とは等しくなる。
【０１５３】
すなわち、機関定常運転時には、ＡＦＭ（ｔ）＝ｍｔ（ｔ＋ｔｆｗｄ）＝ｍｃＡＶＥ（ｔ＋ｔｆｗｄ）が成立する。
従って、例えばスロットル弁モデルにおいては数２６を下記数３６のように変形して、流量係数Ｃt（θｔ）を較正することができる。
【０１５４】
【数３６】
また、同様に吸気弁モデルは、数３２、数３３、数３５において、修正係数αを、α＝ＡＦＭ（ｔ）／ｍｃＡＶＥ（ｔ＋ｔｆｗｄ）と置くことにより修正することができる。
【０１５６】
【発明の効果】
各請求項に記載の発明によれば、吸気系をモデル化して筒内充填吸気量を計算により算出する場合に、機関運転中に現在の実測値に基づいてモデル誤差を常時正確に修正することが可能となるため、吸入空気量の計算精度が大幅に向上するという共通の効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明を火花点火式機関に適用した場合の実施形態の概略構成を示す図である。
【図２】スロットル弁モデルを説明する図である。
【図３】吸気管モデルを説明する図である。
【図４】吸気弁モデルを説明する図である。
【図５】シリンダモデルを説明する図である。
【図６】エアモデル全体を示すブロック図である。
【図７】電子スロットル弁の動作を説明する図である。
【図８】エアモデルと上記電子スロットル弁モデルとを組み合わせた吸入空気量推定装置のブロック図である。
【図９】スロットル弁モデルの修正操作を説明するブロック図である。
【図１０】吸気弁モデルの修正操作を説明するブロック図である。
【図１１】エアフローメータモデルを説明するブロック図である。
【図１２】逆エアフローメータモデルの構成を説明するブロック図である。
【図１３】エアモデルによる筒内充填吸気量推定操作と、スロットル弁モデル及び吸気弁モデルの修正操作との関係を示すブロック図である。
【図１４】エアモデルの別の実施形態を示す図８と同様なブロック図である。
【符号の説明】
１０…内燃機関全体
８０…電子制御ユニット（ＥＣＵ）
４３…電子スロットル弁
Ｍ１０…スロットル弁モデル
Ｍ２０…吸気管モデル
Ｍ３０、Ｍ３１…吸気弁モデル
Ｍ４０…シリンダモデル
Ｍ５０…電子スロットル弁モデル
Ｍ６０…エアフローメータモデル
Ｍ７０…逆エアフローメータモデル
Claims (4)
- スロットル弁開度と吸気管圧力とを用いて予め定めたスロットル弁モデル計算式に基づいてスロットル弁通過吸気流量推定値を算出するとともに、該算出したスロットル弁通過流量推定値を用いて予め定めた吸気系モデル計算式に基づいて筒内充填吸気量推定値を算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、
更に、
現在の実際のスロットル弁開度を検出する実スロットル弁開度検出手段と、
現在の実際の吸気管圧力を検出する実吸気管圧力検出手段と、
現在の実際のスロットル弁通過吸気流量を検出する実吸気流量検出手段と、
前記実スロットル弁開度検出手段の検出した実スロットル弁開度と、前記実吸気管圧力検出手段の検出した実吸気管圧力と、前記実吸気流量検出手段の検出した実吸気流量とに基づいて前記スロットル弁モデル計算式を、前記実吸気管圧力と前記実吸気流量とに基づいて前記吸気系モデル計算式を、それぞれ別個に修正するモデル修正手段と、
を備えた内燃機関の吸入空気量推定装置。 - 前記吸気系モデル計算式は、スロットル弁通過吸気流量に基づいて吸気管圧力推定値を算出する吸気管モデル計算式と、吸気管圧力に基づいて筒内充填吸気量推定値を算出する吸気弁モデル計算式と、を含み、
前記モデル修正手段は、
前記実スロットル弁開度と、前記実吸気管圧力とを用いて前記スロットル弁モデル計算式に基づいて較正用のスロットル弁通過流量推定値を算出し、前記実吸気流量と前記算出した較正用スロットル弁通過流量推定値とを比較した比較結果に基づいて前記スロットル弁モデル計算式を修正するスロットル弁モデル修正操作と、
前記実吸気流量を用いて前記吸気管モデル計算式に基づいて較正用の吸気管圧力推定値を算出し、算出した較正用吸気管圧力推定値を用いて前記吸気弁モデルに基づいて較正用の筒内充填吸気量推定値を算出するとともに、前記実吸気管圧力を用いて前記吸気弁モデル計算式に基づいて基準となる筒内充填吸気量を算出し、算出した基準筒内充填吸気量と前記構成用筒内充填吸気量推定値とを比較した比較結果に基づいて前記吸気弁モデル計算式を修正する吸気弁モデル修正操作と、
を行う請求項１に記載の内燃機関の吸気量推定装置。 - 更に、現在から所定時間経過後のスロットル弁開度の将来値を予測する予測手段と、
予測手段の予測した前記スロットル弁開度将来値と所定時間経過後の吸気管圧力の将来値とを用いて、前記スロットル弁モデル計算式に基づいて現在から所定時間経過後のスロットル弁通過吸気流量の将来値を予測し、
該予測したスロットル弁通過吸気流量将来値を用いて、前記吸気管モデル計算式に基づいて前記吸気管圧力将来値を予測するとともに、
予測した前記吸気管圧力将来値を用いて、前記吸気弁モデル計算式に基づいて現在から所定時間経過後の筒内充填吸気量の将来値を算出する吸気量予測手段を備え、
前記モデル修正手段は前記吸気量予測手段による筒内充填吸気量の将来値算出操作と並行して前記スロットル弁モデル修正操作と吸気弁モデル修正操作とを実行する、請求項２に記載の内燃機関の吸気量推定装置。 - 前記モデル修正手段は、機関の定常運転状態時には、前記実吸気流量に基づいて前記スロットル弁モデルと前記吸気系モデルとを修正する、請求項１に記載の内燃機関の推定装置。
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