JP4254389B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関の燃焼室において燃焼される混合気の空燃比を最適な値とするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室内に充填されている吸気ガスの量（以下、「筒内充填ガス量」と称す）を正確に推定する必要がある。通常、筒内充填ガス量は、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内充填ガス量を推定すると、必要なマップの数およびその引数の数が多くなり、これにより筒内充填ガス量算出時のマップ検索操作が増大し、制御負荷が増大してしまう問題がある。
【０００３】
さらに、上記のようにマップに基づいて筒内充填ガス量を算出するためには、各内燃機関の形式毎に実際の測定に基づいて各マップを作成する、いわゆる適合作業を行わなければならないが、この適合作業における測定点はマップの引数の数に応じて増大するため、引数の数が多くなると適合を行う際の工数が多大になり、また引数の数が一つ増えるだけで、その工数は何十倍にも増加してしまう問題がある。
【０００４】
そこで、近年において、流体力学等に基づく式で表される吸入ガス量モデルを用いることにより、マップの数および引数を減らして筒内充填ガス量を算出することが検討されている。このような吸入ガス量モデルＭ１０の一つは、例えば、後述するスロットルモデルＭ１１と、吸気管モデルＭ１２と、吸気弁モデルＭ１３とを備え、これら各モデルを用いることによりスロットル弁開度、大気圧、および大気温度から、筒内充填ガス量を求めるようにしている。
【０００５】
より詳細には、スロットルモデルＭ１１は、エネルギ保存則、運動量保存則、質量保存則、および状態方程式に基づいて、スロットル弁開度、大気圧、および大気温度から、スロットル弁を通過する空気流量（以下、「スロットル弁通過空気流量」と称す）を算出するようになっている。また、吸気管モデルＭ１２は、エネルギ保存則、質量保存則および状態方程式に基づいて、スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量と後述する吸気弁モデルＭ１３において算出された筒内吸入ガス流量とから、吸気管内圧力および吸気管内温度を算出するようになっている。さらに、吸気弁モデルＭ１３は、筒内充填ガス量が吸気管内圧力にほぼ比例するという経験則から導かれた近似式に基づいて、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力、吸気管内温度、および大気温度から、燃焼室内に流入する吸気ガスの流量（以下、「筒内吸入ガス流量」と称す）および筒内充填ガス量を算出するようになっている。
【０００６】
このように、吸入ガス量モデルを用いて筒内充填ガス量を算出することにより、ＥＣＵに記憶させるべきマップの数が減少し、適合を行う際の工数を削減すことができる。また、各モデルに用いられる計算式は比較的単純なものであるため、マップを使用する場合に比べて制御負荷を小さくすることができる。
【０００７】
【特許文献１】
特開２００１−２８０２０２号公報
【特許文献２】
特開２００１−４１０９５号公報
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上述したようにスロットルモデルＭ１１では、スロットル弁開度、大気圧、大気温度、吸気管内圧力等に基づいてスロットル弁通過空気流量を算出している。ところが、スロットル弁周囲の温度、例えばスロットル弁近傍の吸気管の部分の温度に応じてスロットル弁を通過する空気に対する流路抵抗が変わるため、スロットル弁通過空気流量はスロットル弁周囲の温度によっても変わる。しかしながら、上述したスロットルモデルＭ１１においては、スロットル弁通過空気流量を算出するにあたり、このスロットル弁周囲の温度は考慮されておらず、よってスロットル弁通過空気量を正確に算出することができなかった。
【０００９】
そこで、本発明の目的は、より正確にスロットル弁通過空気量を算出することができる内燃機関の制御装置を提供することにある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するために、第１の発明では、内燃機関の燃焼室へと続く吸気通路と、該吸気通路を通る空気の流量を調整する制御弁とを具備し、さらに、少なくとも上記制御弁の吸気上流側における上流側吸気通路内圧力と、上記制御弁の吸気下流側における下流側吸気通路内圧力と、上記制御弁の開度と、流量係数とに基づいて制御弁通過空気流量を算出する制御弁通過空気流量算出手段を具備し、該制御弁通過空気流量算出手段によって算出された制御弁通過空気流量に基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置において、上記制御弁周囲の温度を検出する温度検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該温度検出装置によって検出された制御弁周囲の温度に基づいて上記流量係数を変更する。
なお、「制御弁周囲の温度」とは、例えば制御弁を通過する空気の温度、制御弁近傍の吸気管の部分（以下、「制御弁近傍の吸気管部分」と称す）の温度、制御弁近傍の吸気管部分の外側における空気の温度等を意味する。また、例えば、制御弁近傍の吸気管部分周りに機関冷却水を流通させる場合には、その機関冷却水の温度を意味する。
【００１１】
第２の発明では、第１の発明において、上記制御弁通過ガス流量算出手段は、μを制御弁における流量係数、Ａｅを制御弁の開口断面積、Ｐａを上記上流側吸気通路内圧力、Ｔａを制御弁通過空気の温度、Ｐｍを上記下流側吸気通路内圧力、Ｒｅを定数、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）をＰｍ／Ｐａの値に応じて定まる係数とすると、下記式（２）に基づいて制御弁通過ガス流量ｍｔを算出する。
【数２】
第２の発明によれば、制御弁通過空気流量算出手段は、予め用意したマップに基づいてではなく、数値計算によって制御弁通過空気流量を算出する。このため、マップを用いる場合に生じる適合の問題と、算出された制御弁通過空気流量の値の精度の問題とを共に解決することができる。
【００１２】
第３の発明では、第１または第２の発明において、上記吸気通路は吸気管により画成され、少なくとも上記制御弁近傍の吸気管の部分を昇温する昇温処理を実行可能な昇温装置をさらに具備する。
第３の発明によれば、制御弁近傍の吸気管部分が昇温されるため、例えば、制御弁に付着した水滴等が制御弁を通過する低温の空気によって凍結して制御弁が固着してしまうことが防止される。また、昇温装置によって制御弁近傍の吸気管部分が昇温されると、これにより制御弁を通って流れる空気が暖められて膨張する。このため、このような昇温装置を用いた場合には、制御弁通過空気流量が特に制御弁周囲の温度の影響を受けやすい。したがって、このような昇温装置を用いた場合に制御弁周囲の温度を考慮に入れて制御弁通過空気流量を算出することは特に有効である。
なお、制御弁近傍の吸気管部分には、制御弁を収容する構造体（例えば、スロットルボディ）も含まれる。また、昇温装置は、制御弁近傍の吸気管部分だけでなく、制御弁自体を昇温してもよい。
【００１３】
第４の発明では、第３の発明において、上記昇温装置は、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度以下のときに昇温処理を実行し、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度よりも高いときには昇温処理を禁止する。
一般に、機関出力の観点から見ると、燃焼室に流入する空気の温度は低い方が好ましい。第４の発明によれば、制御弁に流入する空気の温度が所定温度以下のとき、すなわち制御弁が凍結・固着してしまう可能性が高いときには昇温処理が実行され、制御弁に流入する空気の温度が所定温度よりも高いとき、すなわち制御弁が凍結・固着してしまう可能性が低いときには昇温処理が禁止される。このため、制御弁の凍結・固着の防止に加えて、昇温処理の必要が無いときには昇温処理が禁止されるため、燃焼室に流入する空気の温度が低く維持され、よって機関出力を高く維持することができる。すなわち、制御弁の凍結・固着の防止と、機関出力の確保とを両立することができる。
なお、上記の「所定温度」とは、制御弁周りの水滴が凍結して、制御弁が固着してしまうような温度であり、例えば０℃である。
第５の発明では、第１〜第４のいずれか一つの発明において、機関回転数を検出するための回転数検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該回転数検出装置によって検出された機関回転数に基づいて上記流量係数を変更する。
第６の発明では、第１〜第５のいずれか一つの発明において、スロットル弁の開度を検出するためのスロットル開度検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該スロットル開度検出装置によって検出されたスロットル弁の開度に基づいて上記流量係数を変更する。
【００１４】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して本発明の実施形態について説明する。図１に概略的に示した機関本体１は筒内噴射型火花点火式内燃機関を示す。しかしながら、本発明を別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に適用してもよい。
【００１５】
図１に示したように、本発明の第一の実施形態では機関本体１はシリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には各気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４内壁面周辺部には燃料噴射弁１１が配置される。またピストン３の頂面には燃料噴射弁１１の下方から点火プラグ１０の下方まで延びるキャビティ１２が形成されている。
【００１６】
各気筒の吸気ポート７は吸気枝管１３を介してサージタンク１４に連結され、サージタンク１４は上流側吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。吸気ポート７、吸気枝管１３、サージタンク１４、上流側吸気管１５は全体として吸気管を構成し、この吸気管は空気を燃焼室５内に流入させるために燃焼室５へと連通する吸気通路を画成する。上流側吸気管１５は、ステップモータ１７によって駆動されるスロットル弁１８を有するスロットルボディ１９を有する。すなわち、スロットルボディ１９は上流側吸気管１５の一部を構成する。スロットル弁１８は、吸気管内、すなわち吸気通路を通って流れる空気の流量を調整するための制御弁として用いられる。スロットルボディ１９の外壁面上には、後述する昇温機構５０が設けられる。一方、各気筒の排気ポート９は排気管２０に連結され、この排気管２０は排気浄化装置２１に連結される。
【００１７】
電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６および出力ポート３７を具備する。吸気枝管１３には、スロットル弁１８下流の吸気管部分内の吸気ガス（新気およびＥＧＲガス）の圧力を検出するための吸気管内圧力センサ４０が設けられており、吸気管内圧力センサ４０は吸気管内圧力に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、排気管１９には、内燃機関から排気通路に排出された排気ガスの圧力および温度をそれぞれ検出するための排気圧センサ４１、排気温度センサ４２が設けられており、同様に出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。
【００１８】
また、スロットル弁１８の開度を検出するためのスロットル開度センサ４３と、内燃機関の周囲の大気温度、または上流側吸気管１５に吸入される空気の温度（吸気温度）を検出するための大気温度センサ４４と、内燃機関の周囲の大気の圧力（大気圧）、または上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力（吸気圧）を検出するための大気圧センサ４５とが設けられ、これらセンサの出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、アクセルペダル４６にはアクセルペダル４６の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４７が接続され、負荷センサ４７の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。クランク角センサ４８は例えばクランクシャフトが３０度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５ではこのクランク角センサ４５の出力パルスから機関回転数が計算される。一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１、ステップモータ１７に接続される。
【００１９】
次に、図２を参照して、本発明において用いられる昇温機構５０について説明する。図２に示したように、昇温機構５０は、スロットルボディ１９の外壁面上に内燃機関の冷却水（以下、「機関冷却水」と称す）が流れる環状流路５１を画成する外壁部材５２を具備する。外壁部材５２は、ほぼ円筒状の円筒板と、ドーナツ状の二つの側板とから形成される。本実施形態において、外壁部材５２はスロットルボディ１９と一体的に形成されているが、別体として形成されてもよい。
【００２０】
外壁部材５２には二つの開口５３、５４が設けられ、これら開口５３、５４には流入流路５５および流出流路５６が連結される。流入流路５５は、機関冷却水を循環させるためのウォータポンプ（図示せず）の出口側に接続されており、流出流路５６はウォータポンプの入口側に接続される。流入流路５５および流出流路５６上にはそれぞれ切替弁５７、５８が設けられる。切替弁５７、５８が開弁しているときには機関冷却水が環状流路５１内に流入して環状流路５１内を循環し、切替弁５７、５８が閉弁しているときには機関冷却水は環状流路５１内には流入せず、よって環状流路５１内を循環しない。なお、流出流路５６上には切替弁５８を設けず、流入流路５５上にのみ切替弁５７を設けるようにしてもよい。
【００２１】
さらに、外壁部材５２には環状流路５１内を流れる機関冷却水の温度を検出するための温度センサ５９が設けられ、この温度センサ５９の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。なお、環状流路５１内を流れる機関冷却水の温度として、上記温度センサ５９とは別の機関本体１内を流れる機関冷却水の温度を検出するための温度センサ（図示せず）等によって検出された温度を利用してもよい。
【００２２】
一般に、上流側吸気管１５に流入する空気に湿気が含まれていると、吸気管の内壁面等には水滴が付着する。このとき、上流側吸気管１５内を通って流れる空気の温度、すなわち内燃機関の周囲の大気温度が低いと、上流側吸気管１５の内壁面等に付着した水滴が凍結する。このような現象がスロットル弁１８で起こると、スロットル弁１８が凍結により固着し、吸気管を通って流れる空気の流量を調整することができなくなってしまう。これに対して、本発明では、上述したようにスロットルボディ１９周りに機関冷却水を流通させて、スロットルボディ１９およびスロットル弁１８自体を昇温する昇温処理が行われるので、スロットル弁１８の凍結による固着が防止される。
【００２３】
ところが、一般に機関冷却水の温度はスロットル弁１８を通って流れる空気の温度よりも高い。このため、環状流路５１内を機関冷却水が流れている場合、スロットル弁１８を通って流れる空気は、スロットル弁１８を通過するときにスロットルボディ１９等から熱を受けてその温度が上昇する。したがって、燃焼室５に充填される空気の温度も同様に上昇してしまう。一般に、燃焼室５内に充填される空気の温度が低いほど機関出力が上昇するため、この場合、機関出力が低いものとなってしまう。したがって、このような昇温機構５０を具備する内燃機関では、スロットル弁１８が固着して凍結してしまうような場合以外は、スロットルボディ１９を昇温しない方がよい。
【００２４】
そこで本発明では、スロットル弁１８に流入する空気の温度として大気温度センサ４４により大気温度を検出する。検出した大気温度が所定温度、例えば０℃よりも高い場合には、スロットル弁１８が凍結してしまう可能性は非常に低いため、環状流路５１には機関冷却水を流さない。すなわち、切替弁５７、５８を閉弁し、昇温処理を禁止する。逆に、検出した大気温度が０℃以下である場合には、スロットル弁１８が凍結してしまう可能性は高いため、環状流路５１に機関冷却水を流すようにする。すなわち、切替弁５７、５８を開弁し、昇温処理を実行する。こうすることにより、スロットル弁１８が凍結して固着してしまう可能性が高い場合にのみスロットルボディ１９の昇温が行われ、スロットル弁１８が凍結して固着してしまう可能性が低い場合にはスロットルボディ１９の昇温が行われず、よって機関出力が確保される。すなわち、本発明によれば、スロットル弁１８の凍結の防止と、機関出力の低下の防止を両立することができる。
【００２５】
なお、上記切替弁５７、５８の開閉の判定温度、すなわち上記所定温度は０℃でなくてもよい。例えば、安全性を考慮して、上記所定温度を０℃よりも僅かに高い温度にしてもよい。また、一般に、吸気通路内を流れる空気の圧力は大気圧よりも低いことが多く、このため水の凝固点が上昇することを考慮して、上記所定温度を０℃よりも僅かに低い温度にしてもよい。
【００２６】
また、上記実施形態では、スロットルボディ１９、すなわちスロットル弁１８近傍の吸気管部分や、スロットル弁１８自体の温度を昇温するために機関冷却水をスロットルボディ１９周りに流すようにしているが、電気ヒータを用いる等、他の方法でスロットル弁１８近傍の吸気管部分やスロットル弁１８自体を昇温するようにしてもよい。
【００２７】
さらに、上記実施形態では、スロットル弁１８に流入する空気の温度として大気温度センサの出力を用いているが、他のセンサの出力等を利用してもよい。例えば、スロットル弁１８の吸気上流において上流側吸気管１５内を流れる空気の温度を検出するための温度センサを設けた場合、その温度センサの出力を利用してもよい。
【００２８】
次に、図３を参照してスロットルボディ１９を昇温するための制御の制御ルーチンについて説明する。まずステップ１０１において、大気温度が所定温度、本実施形態では０℃以下であるか否かが判別される。大気温度が０℃以下であると判別された場合には、ステップ１０２へと進む。ステップ１０２では、切替弁５７、５８が開弁され、よって環状流路５１内に機関冷却水が流通せしめられ、昇温処理が実行される。そして、制御ルーチンが終了せしめられる。一方、ステップ１０１において、大気温度が０℃よりも高いと判別された場合には、ステップ１０３へと進む。ステップ１０２では、切替弁５７、５８が閉弁され、よって環状流路５１内には機関冷却水は流通せしめられず、昇温処理が禁止される。そして、制御ルーチンが終了せしめられる。
【００２９】
ところで、内燃機関の制御装置では、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室５内に充填されている吸気ガスの量（以下、「筒内充填ガス量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内充填ガス量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁によって内燃機関の燃焼室５（または吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内充填ガス量Ｍｃを正確に推定する必要がある。
【００３０】
通常、筒内充填ガス量Ｍｃは、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内充填ガス量Ｍｃを推定する場合、推定される筒内充填ガス量Ｍｃの値をより正確なものにするためには、必要なマップの数およびその引数の数が多くなる。このようにマップの数が多くなると、マップを保存するためのＥＣＵのＲＯＭを記憶容量の大きいものにしなければならず、内燃機関の制御装置の製造コストが高くなってしまう。さらに、各マップを作成するにはマップが用いられる内燃機関の形式毎に適合作業を行わなければならないが、この適合作業における測定点はマップの数およびその引数の数に応じて増大するため、マップの数およびその引数の数が多くなると適合作業の工数も増大してしまう。
【００３１】
そこで、マップを用いずに様々なモデルを用いて、数値計算により筒内充填ガス量Ｍｃを算出する内燃機関の制御装置が検討されている。このような制御装置では、数値計算を多用することにより必要なマップの数を極力減らすようにしており、これにより適合作業を行う際の工数を大幅に削減しながらも、筒内充填ガス量Ｍｃを正確に算出することができる。このような制御装置のうち本願出願人により提案されたものの一つに、図４に示した吸入ガス量モデルＭ１０を搭載した制御装置がある。以下、図４を参照して、この吸入ガス量モデルＭ１０について簡単に説明する。
【００３２】
吸入ガス量モデルＭ１０は、図４に示したようにスロットルモデルＭ１１、吸気管モデルＭ１２、吸気弁モデルＭ１３を備える。スロットルモデルＭ１１には、スロットル開度センサ４３によって検出されたスロットル弁１８の開度（以下、「スロットル開度」と称す）θｔと、大気圧センサ４５によって検出された内燃機関周囲の大気圧（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｐａと、大気温度センサ４４によって検出された内燃機関周囲の大気温度（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の温度）Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ１２において算出されたスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気枝管１３等の吸気管部分（以下、「スロットル弁１８下流の吸気管部分」と称す）内の圧力（以下、「吸気管内圧力」と称す）Ｐｍとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ１１のモデル式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量」と称す）ｍｔが算出される。スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔは、吸気管モデルＭ１２へ入力される。
【００３３】
吸気管モデルＭ１２には、スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔと、以下で詳述する単位時間当たりに燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量（以下、「筒内吸入ガス流量」と称す。なお、筒内吸入ガス流量ｍｃの定義については、吸気弁モデルＭ１３において詳述する）ｍｃとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ１２のモデル式に代入することで、吸気管内圧力Ｐｍと、スロットル弁１８下流の吸気管部分内に存在する吸気ガスの温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍは共に吸気弁モデルＭ１３へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１１にも入力される。
【００３４】
吸気弁モデルＭ１３には、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ１３のモデル式に代入することで、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは、筒内充填ガス量Ｍｃに変換され、この筒内充填ガス量Ｍｃに基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気管モデルＭ１３において算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは吸気管モデルＭ１２に入力される。
【００３５】
図４から分かるように、吸入ガス量モデルＭ１０では或るモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、吸入ガス量モデルＭ１０全体では、実際に入力される値はスロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから筒内充填ガス量Ｍｃが算出される。
【００３６】
次に、吸入ガス量モデルＭ１０のうちのスロットルモデルＭ１１ついて説明する。スロットルモデルＭ１１では、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気内圧力Ｐｍ、スロットル開度θｔから、下記式（３）に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（３）におけるμはスロットル弁における流量係数であり、これについては以下に詳述する。また、Ａｔはスロットル弁１８の開口断面積を示し、スロットル弁開度θｔの関数であり、図５に示したようなマップから定まる。また、Ｒａは気体定数に関する定数であり、実際には気体定数を１mol当たりの気体（空気）の質量Ｍlmolで除算した値である。
【数３】
【００３７】
また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（４）に示した関数であり、この式（４）におけるκは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図６に示したようなグラフに表すことができるので、実際には式（４）を用いて計算するのではなく、このようなグラフをマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、このマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。
【数４】
【００３８】
これらスロットルモデルＭ１１の式（３）および式（４）は、スロットル弁１８上流の気体の圧力を大気圧Ｐａ、スロットル弁１８上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図７に示したようなスロットル弁１８のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則および運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、およびマイヤーの関係式を利用することによって得られる。
【００３９】
次に、スロットルモデルＭ１１の式（３）における流量係数μについて説明する。上述したように、本発明では、スロットルボディ１９周りに機関冷却水を流すことができる。この場合、上述したように機関冷却水の温度はスロットル弁１８に流入する空気の温度、すなわち大気温度よりも高いので、スロットル弁１８を通過する空気はスロットル弁１８近傍で膨張する。このため機関冷却水の温度が高いほど、空気がスロットル弁１８を通過しにくくなる。したがって、機関冷却水の温度が高いほどスロットル弁通過空気流量が減少し、機関冷却水の温度が低いほどスロットル弁通過空気流量が増大する。
【００４０】
そこで、本発明では、スロットル弁１８近傍の吸気管（スロットルボディ１９）等の温度、すなわち機関冷却水の温度Ｔｗに応じて、式（３）の流量係数μを変更するようにしている。ここで、機関冷却水の温度Ｔｗと流量係数μとの関係は図８（ａ）に示したように直線で近似できる。
【００４１】
また、流量係数μは、機関回転数Ｎｅによっても変化する。一般に、機関回転数Ｎｅが増大すればスロットル弁１８を通過する空気の流速が速くなる。このように空気の流速が速くなると、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８やスロットルボディ１９との間の粘性の影響が大きくなり、流量係数μが低下する。逆に、機関回転数Ｎｅが低下すればスロットル弁１８を通過する空気の流速は遅くなり、したがって粘性の影響も小さくなるため、流量係数μは増大する。このような関係を、図８（ｂ）に示す。
【００４２】
さらに、流量係数μは、スロットル開度θｔによっても変化する。流量係数μとスロットル開度θｔとの関係は、スロットル弁１８の形状等によって異なり、本実施形態においては図８（ｃ）のような関係となる。この理由としては、スロットル弁１８が僅かに開弁している時、すなわちスロットル開度θｔが小さい時には、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との接触面積が広く、したがってスロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との間の粘性の影響が大きくなり、一方、スロットル弁１８が大きく開弁している時、すなわちスロットル開度θｔが大きい時には、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との接触面積は狭く、したがってスロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との間の粘性の影響が小さくなることが挙げられる。
【００４３】
したがって、流量係数μは、機関冷却水の温度Ｔｗと、機関回転数Ｎｅと、スロットル開度θｔとの三つのパラメータに応じて定まる係数である。そこで、本実施形態においては、これら三つのパラメータを引数とする三次元マップを予め実験的にまたは計算によって求め、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。そして、スロットルモデルＭ１１によってスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出する毎に、機関冷却水温Ｔｗを温度センサ５９によって検出し、機関回転数Ｎｅをクランク角センサ４８によって算出し、スロットル開度θｔをスロットル開度センサ４３によって検出し、これら検出および算出した三つのパラメータと、上記三次元マップとに基づいて流量係数μを算出する。算出した流量係数μを式（３）に代入して計算することにより、スロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。
【００４４】
このように、スロットルボディ１９の温度、すなわち機関冷却水の温度Ｔｗを考慮してスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出することで、算出されるスロットル弁通過空気流量ｍｔを、より正確な実際の空気流量に近い値とすることができる。特に、本実施形態のように、スロットルボディ１９周りに機関冷却水を流通させてスロットルボディ１９を昇温させる場合、スロットル弁１８を通過する空気がスロットル弁１８近傍において膨張する程度は大きく、機関冷却水の温度Ｔｗに応じてスロットル弁通過空気流量ｍｔが大きく異なるため、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔを補正することが特に効果的である。
【００４５】
なお、上記実施形態では、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいて流量係数を算出するようにしているが、大気温度（または、吸気管に流入する空気の温度）Ｔａと機関冷却水の温度Ｔｗとの差ΔＴ（＝Ｔｗ−Ｔａ）に基づいて流量係数μを定めるようにしてもよい。また、流量係数μは、機関冷却水の温度ではなく、スロットル弁を通過する空気の温度、スロットル弁近傍の吸気管部分の温度、スロットル弁近傍の吸気管部分の外側における空気の温度等、スロットル弁周囲の温度であれば如何なる温度に基づいて算出されてもよい。
【００４６】
また、上記実施形態では、機関冷却水の温度Ｔｗをスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度としている。しかしながら、別のパラメータをスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度としてもよい。例えば、スロットル弁１８近傍の吸気管、またはスロットルボディ１９の温度を直接検出してもよいし、昇温装置としてヒータを設けた場合には、ヒータの温度をスロットル弁１８近傍の吸気管の温度としてもよい。
【００４７】
さらに、上述したような昇温装置５０を設けない場合であっても、機関本体１から発生する熱等によってスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度が上昇し、吸気管に流入する空気の温度よりも高くなっていることが多い。したがって、昇温装置が設けない場合であっても本発明のスロットルモデルＭ１１を利用することは効果的である。
【００４８】
次に、スロットルモデルＭ１１を内燃機関の制御装置に実装して、実際にスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出する場合について説明する。時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）は、スロットルモデルＭ１１の式（３）より導出される下記式（５）によって算出される。なお、θｔ（ｔ）は、時刻ｔにおけるスロットル開度を意味する。また、μ（ｔ）は、時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）、時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）および上記三次元マップから算出される時刻ｔにおける流量係数である。
【数５】
【００４９】
次に、図９に示したフローチャートを参照して、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）を算出するための制御の流れについて説明する。まず、ステップ１２１において、クランク角センサ４８の出力に基づいて時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）が算出され、スロットル開度センサ４３によって時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）が検出され、温度センサ５９によって時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）が検出される。次いで、ステップ１２２では、上記ステップ１２１で検出および算出された三つのパラメータと、上述した三次元マップとに基づいて時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）が算出される。
【００５０】
次いで、ステップ１２３では、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）に対する開口断面積Ａｔ（θｔ（ｔ））が算出され、後述する吸気管モデルＭ１２によりまたは吸気管内圧力センサ４０により時刻ｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ）が算出または検出される。そして、ステップ１２４において、大気圧Ｐａおよび時刻ｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ）と、図６に示したマップとから、Φ（Ｐｍ（ｔ）／Ｐａ）が算出される。次いで、ステップ１２５では、上記ステップ１２２、１２４で検出または算出された各パラメータの値を式（４）に代入することにより、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）が算出される。
【００５１】
次に、吸気管モデルＭ１２および吸気弁モデルＭ１３について説明する。なお、吸気管モデルＭ１２および吸気弁モデルＭ１３については従来から提案されているものであるため、本明細書においては簡単に説明する。吸気管モデルＭ１２では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、筒内吸入ガス流量ｍｃ、および大気温度Ｔａから、下記式（６）および式（７）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。なお、式（６）および式（７）におけるＶｍはスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気枝管１３等の部分（スロットル弁１８下流の吸気管部分）の容積に等しい定数である。
【数６】
【００５２】
ここで、吸気管モデルＭ１２について図１０を参照して説明する。スロットル弁１８下流の吸気管部分の総気体量（総吸気ガス量）をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、スロットル弁１８下流の吸気管部分に流入する気体の流量、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと、スロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体の流量、すなわち筒内吸入ガス流量ｍｃとの差に等しいため、質量保存則により下記式（８）が得られ、この式（８）および気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、上記式（６）が得られる。
【数７】
【００５３】
また、スロットル弁１８下流の吸気管部分内の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、スロットル弁１８下流の吸気管部分に流入する気体のエネルギとスロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（９）が得られ、この式（９）および上記気体の状態方程式より、上記式（７）が得られる。
【数８】
【００５４】
吸気弁モデルＭ１３では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、および大気温度Ｔａから、下記式（１０）に基づいて、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。なお、式（１０）におけるａ、ｂは、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）および作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。
【数９】
【００５５】
上述した吸気弁モデルＭ１３について図１１を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に充填されている吸気ガスの量である筒内充填ガス量Ｍｃは、吸気弁６が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力は吸気弁上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、筒内充填ガス量Ｍｃは、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。
【００５６】
ここで、単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する全吸気ガスの量を平均化したもの、または単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から全ての燃焼室５に吸入される吸気ガスの量を一つの気筒の吸気行程に亘って（後述するように本実施形態ではクランク角１８０°分）平均化したものを筒内吸入ガス流量ｍｃ（以下で詳述する）とすると、筒内充填ガス量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、筒内吸入ガス流量ｍｃも吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論および経験則に基づいて、上記式（１０）が得られる。なお、式（１０）における値ａは比例係数であり、値ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ180 °で除算したものと考えられる）である。また、実際の運転では過渡時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論および経験則に基づいて導かれたＴａ／Ｔｍが乗算されている。
【００５７】
ここで、筒内吸入ガス流量ｍｃについて、図１２を参照して内燃機関が４気筒である場合について説明する。なお、図１２は横軸がクランクシャフトの回転角度、縦軸が単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から燃焼室５に実際に流入する吸気ガスの流量である。図１２に示したように、４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じてスロットル弁１８下流の吸気管部分から各気筒の燃焼室５内へ吸気ガスが流入する。例えば、スロットル弁１８下流の吸気管部分から各気筒の燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量の変位は図１４に破線で示した通りであり、これを総合してスロットル弁１８下流の吸気管部分から全気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの流量は図１２に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への筒内充填ガス量Ｍｃは図１２に斜線で示した通りである。
【００５８】
これに対して、実線で示した吸気管から全ての気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの量を平均化したものが筒内吸入ガス流量ｍｃであり、図中に一点鎖線で示す。そして、この一点鎖線で示した筒内吸入ガス流量ｍｃに、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ180 °を乗算したものが筒内充填ガス量Ｍｃとなる。したがって、吸気弁モデルＭ１３で算出された筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ180 °を乗算することで、筒内充填ガス量Ｍｃが算出される（Ｍｃ＝ｍｃ・ΔＴ180 °）。より詳細には、筒内充填ガス量Ｍｃが吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ180 °を乗算したものが筒内充填ガス量Ｍｃとされる。
【００５９】
次に、上記吸入ガス量モデルＭ１０を内燃機関の制御装置に実装して、実際に筒内充填ガス量Ｍｃを算出する場合について説明する。筒内充填ガス量Ｍｃは吸入ガス量モデルＭ１０を用いて、式（６）、式（７）、および式（１０）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１で処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔Δｔを用いて、式（６）、式（７）、および式（１０）を離散化すると、それぞれ下記式（１１）、式（１２）、および式（１３）が得られる。なお、吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）は、式（１１）および式（１２）によってそれぞれ算出されたＰｍ／Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）およびＰｍ（ｔ＋Δｔ）から、式（１４）によって算出される。
【数１０】
【００６０】
このようにして実装された吸入ガス量モデルＭ１０では、スロットルモデルＭ１１の式（５）で算出された時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）と、吸気弁モデルＭ１３の式（１３）で算出された時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ）とが、吸気管モデルＭ１２の式（１１）および式（１２）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）および吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）が算出される。次いで、算出されたＰｍ（ｔ＋Δｔ）およびＴｍ（ｔ＋Δｔ）は、スロットルモデルＭ１１および吸気弁モデルＭ１３の式（５）および式（１３）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）および筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、このような計算を繰り返すことによって、スロットル弁開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａから、任意の時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃが算出され、算出された筒内吸入ガス流量ｍｃに上記時間ΔＴ180 °を乗算することで、任意の時刻ｔにおける筒内充填ガス量Ｍｃが算出される。
【００６１】
なお、内燃機関の始動時には、すなわち時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧と等しい（Ｐｍ（０）＝Ｐａ）とされ、吸気管内温度Ｔｍは大気温度と等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされて、各モデルＭ１１〜Ｍ１３における計算が開始される。
【００６２】
なお、上記吸入ガス量モデルＭ１０では、大気温度Ｔａおよび大気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための大気温度センサ４４によって時刻ｔにおいて検出された値を大気温度Ｔａ（ｔ）、大気圧を検出するための大気圧センサ４５によって時刻ｔにおいて検出された値を大気圧Ｐａ（ｔ）として上記式（５）、式（１２）、および式（１３）に代入するようにしてもよい。
【００６３】
次に、本発明の第二実施形態の制御装置について説明する。第二実施形態の制御装置の構成は第一実施形態の制御装置の構成と同様である。ただし、第二実施形態におけるスロットルモデルＭ１１’は、第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１と部分的に異なる。
【００６４】
第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１では、流量係数μを機関冷却水の温度Ｔｗと機関回転数Ｎｅとスロットル開度θｔとの三つのパラメータを引数とする三次元マップから算出している。これに対して、第二実施形態におけるスロットルモデルＭ１１’では、機関回転数Ｎｅとスロットル開度θｔとの二つのパラメータを引数として暫定流量係数μ’の二次元マップを予め実験的に求め、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。ここで暫定流量係数μ’は、環状流路５１に機関冷却水を流していない場合、すなわちスロットル弁１８を通過するときに空気がほとんど膨張せず、スロットル弁通過空気流量にほとんど影響を及ぼさない場合における流量係数である。したがって、環状流路５１に機関冷却水を流していない場合には、この暫定流量係数μ’がそのまま流量係数μとして式（５）に代入される。
【００６５】
一方、環状流路５１に機関冷却水を流している場合、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいて暫定流量係数μ’を補正して、流量係数μを算出する。この補正は下記式（１５）によって行われる。そして、式（１５）によって算出された流量係数μが式（５）に代入され、第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１と同様にスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。なお、式（１５）は図８（ａ）に示した直線と同様な直線を表す式であり、式（１５）におけるｃ、ｄは定数であり、実験的にまたは計算によって求められる。
【数１１】
【００６６】
次に、図１３に示したフローチャートを参照して、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）を算出するための制御の流れについて説明する。ステップ１４１、１４６〜１４８はそれぞれ図９のステップ１２１、１２３〜１２５と同様であるため説明を省略する。ステップ１４２では、時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）と、上述した二次元マップとに基づいて時刻ｔにおける暫定流量係数μ’（ｔ）が算出される。
【００６７】
次いで、ステップ１４３では、昇温機構５０の切替弁５７、５８が開弁しているか否かが判別され、切替弁５７、５８が開弁していると判別された場合には、ステップ１４４へと進む。ステップ１４４では、上述した式（１５）より導出される下記式（１６）によって暫定流量係数μ’（ｔ）と、時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）とから時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）が算出され、ステップ１４６へと進む。
【数１２】
【００６８】
一方、ステップ１４３において、切替弁５７、５８が開弁していないと判別された場合にはステップ１４５へと進む。ステップ１４５では、ステップ１４２において算出された時刻ｔにおける暫定流量係数μ’（ｔ）がそのまま時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）とされる。
【００６９】
本実施形態によれば、昇温機構５０の環状流路５１に機関冷却水を流通させない場合には、スロットル弁通過空気流量ｍｔを算出するのに機関冷却水の温度を考慮していない。したがって、例えば、機関本体１内を流れる機関冷却水の温度を検出する温度センサの出力に基づいて上述した機関冷却水の温度Ｔｗを検出しているときに、環状流路５１に機関冷却水を流通させていないのに機関本体１内の機関冷却水の温度に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔを補正してしまうのが防止される。
【００７０】
【発明の効果】
本発明によれば、上流側吸気通路内圧力と、下流側吸気通路内圧力と、制御弁開度とに基づいてだけでなく、制御弁周囲の温度に基づいて制御弁通過空気流量を算出するため、より正確にスロットル弁通過空気量を算出することができる。
【００７１】
第４の発明によれば、制御弁近傍の吸気管の部分または制御弁自体を昇温する必要がある時にのみこれらの昇温処理を行うようにすることにより、制御弁の凍結・固着の防止と、機関出力の確保とを両立することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の制御装置を備えた内燃機関全体を示す図である。
【図２】スロットルボディに配置された昇温機構を示す図である。
【図３】昇温機構の制御のフローチャートである。
【図４】本発明で用いられる吸入ガス量モデルを示す図である。
【図５】スロットル弁開度と開口断面積との関係を示す図である。
【図６】関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。
【図７】スロットルモデルの基本概念を示す図である。
【図８】流量係数と、機関冷却水の温度、機関回転数、およびスロットル開度との関係を示す図である。
【図９】本発明のスロットルモデルにおける制御の流れを示すフローチャートである。
【図１０】吸気管モデルの基本概念を示す図である。
【図１１】吸気弁モデルの基本概念を示す図である。
【図１２】筒内充填ガス量および筒内吸気ガス量の定義に関する図である。
【図１３】本発明の第二実施形態のスロットルモデルにおける制御の流れを示すフローチャートである。
【符号の説明】
１…機関本体
５…燃焼室
６…吸気弁
７…吸気ポート
８…排気弁
１１…燃料噴射弁
１３…吸気枝管
１４…サージタンク
１５…上流側吸気管
１８…スロットル弁
１９…スロットルボディ
５０…昇温機構
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関の燃焼室において燃焼される混合気の空燃比を最適な値とするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室内に充填されている吸気ガスの量（以下、「筒内充填ガス量」と称す）を正確に推定する必要がある。通常、筒内充填ガス量は、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内充填ガス量を推定すると、必要なマップの数およびその引数の数が多くなり、これにより筒内充填ガス量算出時のマップ検索操作が増大し、制御負荷が増大してしまう問題がある。
【０００３】
さらに、上記のようにマップに基づいて筒内充填ガス量を算出するためには、各内燃機関の形式毎に実際の測定に基づいて各マップを作成する、いわゆる適合作業を行わなければならないが、この適合作業における測定点はマップの引数の数に応じて増大するため、引数の数が多くなると適合を行う際の工数が多大になり、また引数の数が一つ増えるだけで、その工数は何十倍にも増加してしまう問題がある。
【０００４】
そこで、近年において、流体力学等に基づく式で表される吸入ガス量モデルを用いることにより、マップの数および引数を減らして筒内充填ガス量を算出することが検討されている。このような吸入ガス量モデルＭ１０の一つは、例えば、後述するスロットルモデルＭ１１と、吸気管モデルＭ１２と、吸気弁モデルＭ１３とを備え、これら各モデルを用いることによりスロットル弁開度、大気圧、および大気温度から、筒内充填ガス量を求めるようにしている。
【０００５】
より詳細には、スロットルモデルＭ１１は、エネルギ保存則、運動量保存則、質量保存則、および状態方程式に基づいて、スロットル弁開度、大気圧、および大気温度から、スロットル弁を通過する空気流量（以下、「スロットル弁通過空気流量」と称す）を算出するようになっている。また、吸気管モデルＭ１２は、エネルギ保存則、質量保存則および状態方程式に基づいて、スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量と後述する吸気弁モデルＭ１３において算出された筒内吸入ガス流量とから、吸気管内圧力および吸気管内温度を算出するようになっている。さらに、吸気弁モデルＭ１３は、筒内充填ガス量が吸気管内圧力にほぼ比例するという経験則から導かれた近似式に基づいて、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力、吸気管内温度、および大気温度から、燃焼室内に流入する吸気ガスの流量（以下、「筒内吸入ガス流量」と称す）および筒内充填ガス量を算出するようになっている。
【０００６】
このように、吸入ガス量モデルを用いて筒内充填ガス量を算出することにより、ＥＣＵに記憶させるべきマップの数が減少し、適合を行う際の工数を削減すことができる。また、各モデルに用いられる計算式は比較的単純なものであるため、マップを使用する場合に比べて制御負荷を小さくすることができる。
【０００７】
【特許文献１】
特開２００１−２８０２０２号公報
【特許文献２】
特開２００１−４１０９５号公報
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上述したようにスロットルモデルＭ１１では、スロットル弁開度、大気圧、大気温度、吸気管内圧力等に基づいてスロットル弁通過空気流量を算出している。ところが、スロットル弁周囲の温度、例えばスロットル弁近傍の吸気管の部分の温度に応じてスロットル弁を通過する空気に対する流路抵抗が変わるため、スロットル弁通過空気流量はスロットル弁周囲の温度によっても変わる。しかしながら、上述したスロットルモデルＭ１１においては、スロットル弁通過空気流量を算出するにあたり、このスロットル弁周囲の温度は考慮されておらず、よってスロットル弁通過空気量を正確に算出することができなかった。
【０００９】
そこで、本発明の目的は、より正確にスロットル弁通過空気量を算出することができる内燃機関の制御装置を提供することにある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するために、第１の発明では、内燃機関の燃焼室へと続く吸気通路と、該吸気通路を通る空気の流量を調整する制御弁とを具備し、さらに、少なくとも上記制御弁の吸気上流側における上流側吸気通路内圧力と、上記制御弁の吸気下流側における下流側吸気通路内圧力と、上記制御弁の開度と、流量係数とに基づいて制御弁通過空気流量を算出する制御弁通過空気流量算出手段を具備し、該制御弁通過空気流量算出手段によって算出された制御弁通過空気流量に基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置において、上記制御弁周囲の温度を検出する温度検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該温度検出装置によって検出された制御弁周囲の温度に基づいて上記流量係数を変更する。
なお、「制御弁周囲の温度」とは、例えば制御弁を通過する空気の温度、制御弁近傍の吸気管の部分（以下、「制御弁近傍の吸気管部分」と称す）の温度、制御弁近傍の吸気管部分の外側における空気の温度等を意味する。また、例えば、制御弁近傍の吸気管部分周りに機関冷却水を流通させる場合には、その機関冷却水の温度を意味する。
【００１１】
第２の発明では、第１の発明において、上記制御弁通過ガス流量算出手段は、μを制御弁における流量係数、Ａｅを制御弁の開口断面積、Ｐａを上記上流側吸気通路内圧力、Ｔａを制御弁通過空気の温度、Ｐｍを上記下流側吸気通路内圧力、Ｒｅを定数、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）をＰｍ／Ｐａの値に応じて定まる係数とすると、下記式（２）に基づいて制御弁通過ガス流量ｍｔを算出する。
【数２】
【００１２】
第３の発明では、第１または第２の発明において、上記吸気通路は吸気管により画成され、少なくとも上記制御弁近傍の吸気管の部分を昇温する昇温処理を実行可能な昇温装置をさらに具備する。
第３の発明によれば、制御弁近傍の吸気管部分が昇温されるため、例えば、制御弁に付着した水滴等が制御弁を通過する低温の空気によって凍結して制御弁が固着してしまうことが防止される。また、昇温装置によって制御弁近傍の吸気管部分が昇温されると、これにより制御弁を通って流れる空気が暖められて膨張する。このため、このような昇温装置を用いた場合には、制御弁通過空気流量が特に制御弁周囲の温度の影響を受けやすい。したがって、このような昇温装置を用いた場合に制御弁周囲の温度を考慮に入れて制御弁通過空気流量を算出することは特に有効である。
なお、制御弁近傍の吸気管部分には、制御弁を収容する構造体（例えば、スロットルボディ）も含まれる。また、昇温装置は、制御弁近傍の吸気管部分だけでなく、制御弁自体を昇温してもよい。
【００１３】
第４の発明では、第３の発明において、上記昇温装置は、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度以下のときに昇温処理を実行し、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度よりも高いときには昇温処理を禁止する。
一般に、機関出力の観点から見ると、燃焼室に流入する空気の温度は低い方が好ましい。第４の発明によれば、制御弁に流入する空気の温度が所定温度以下のとき、すなわち制御弁が凍結・固着してしまう可能性が高いときには昇温処理が実行され、制御弁に流入する空気の温度が所定温度よりも高いとき、すなわち制御弁が凍結・固着してしまう可能性が低いときには昇温処理が禁止される。このため、制御弁の凍結・固着の防止に加えて、昇温処理の必要が無いときには昇温処理が禁止されるため、燃焼室に流入する空気の温度が低く維持され、よって機関出力を高く維持することができる。すなわち、制御弁の凍結・固着の防止と、機関出力の確保とを両立することができる。
なお、上記の「所定温度」とは、制御弁周りの水滴が凍結して、制御弁が固着してしまうような温度であり、例えば０℃である。
第５の発明では、第１〜第４のいずれか一つの発明において、機関回転数を検出するための回転数検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該回転数検出装置によって検出された機関回転数に基づいて上記流量係数を変更する。
第６の発明では、第１〜第５のいずれか一つの発明において、スロットル弁の開度を検出するためのスロットル開度検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該スロットル開度検出装置によって検出されたスロットル弁の開度に基づいて上記流量係数を変更する。
【００１４】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して本発明の実施形態について説明する。図１に概略的に示した機関本体１は筒内噴射型火花点火式内燃機関を示す。しかしながら、本発明を別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に適用してもよい。
【００１５】
図１に示したように、本発明の第一の実施形態では機関本体１はシリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には各気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４内壁面周辺部には燃料噴射弁１１が配置される。またピストン３の頂面には燃料噴射弁１１の下方から点火プラグ１０の下方まで延びるキャビティ１２が形成されている。
【００１６】
各気筒の吸気ポート７は吸気枝管１３を介してサージタンク１４に連結され、サージタンク１４は上流側吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。吸気ポート７、吸気枝管１３、サージタンク１４、上流側吸気管１５は全体として吸気管を構成し、この吸気管は空気を燃焼室５内に流入させるために燃焼室５へと連通する吸気通路を画成する。上流側吸気管１５は、ステップモータ１７によって駆動されるスロットル弁１８を有するスロットルボディ１９を有する。すなわち、スロットルボディ１９は上流側吸気管１５の一部を構成する。スロットル弁１８は、吸気管内、すなわち吸気通路を通って流れる空気の流量を調整するための制御弁として用いられる。スロットルボディ１９の外壁面上には、後述する昇温機構５０が設けられる。一方、各気筒の排気ポート９は排気管２０に連結され、この排気管２０は排気浄化装置２１に連結される。
【００１７】
電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６および出力ポート３７を具備する。吸気枝管１３には、スロットル弁１８下流の吸気管部分内の吸気ガス（新気およびＥＧＲガス）の圧力を検出するための吸気管内圧力センサ４０が設けられており、吸気管内圧力センサ４０は吸気管内圧力に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、排気管１９には、内燃機関から排気通路に排出された排気ガスの圧力および温度をそれぞれ検出するための排気圧センサ４１、排気温度センサ４２が設けられており、同様に出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。
【００１８】
また、スロットル弁１８の開度を検出するためのスロットル開度センサ４３と、内燃機関の周囲の大気温度、または上流側吸気管１５に吸入される空気の温度（吸気温度）を検出するための大気温度センサ４４と、内燃機関の周囲の大気の圧力（大気圧）、または上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力（吸気圧）を検出するための大気圧センサ４５とが設けられ、これらセンサの出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、アクセルペダル４６にはアクセルペダル４６の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４７が接続され、負荷センサ４７の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。クランク角センサ４８は例えばクランクシャフトが３０度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５ではこのクランク角センサ４５の出力パルスから機関回転数が計算される。一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１、ステップモータ１７に接続される。
【００１９】
次に、図２を参照して、本発明において用いられる昇温機構５０について説明する。図２に示したように、昇温機構５０は、スロットルボディ１９の外壁面上に内燃機関の冷却水（以下、「機関冷却水」と称す）が流れる環状流路５１を画成する外壁部材５２を具備する。外壁部材５２は、ほぼ円筒状の円筒板と、ドーナツ状の二つの側板とから形成される。本実施形態において、外壁部材５２はスロットルボディ１９と一体的に形成されているが、別体として形成されてもよい。
【００２０】
外壁部材５２には二つの開口５３、５４が設けられ、これら開口５３、５４には流入流路５５および流出流路５６が連結される。流入流路５５は、機関冷却水を循環させるためのウォータポンプ（図示せず）の出口側に接続されており、流出流路５６はウォータポンプの入口側に接続される。流入流路５５および流出流路５６上にはそれぞれ切替弁５７、５８が設けられる。切替弁５７、５８が開弁しているときには機関冷却水が環状流路５１内に流入して環状流路５１内を循環し、切替弁５７、５８が閉弁しているときには機関冷却水は環状流路５１内には流入せず、よって環状流路５１内を循環しない。なお、流出流路５６上には切替弁５８を設けず、流入流路５５上にのみ切替弁５７を設けるようにしてもよい。
【００２１】
さらに、外壁部材５２には環状流路５１内を流れる機関冷却水の温度を検出するための温度センサ５９が設けられ、この温度センサ５９の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。なお、環状流路５１内を流れる機関冷却水の温度として、上記温度センサ５９とは別の機関本体１内を流れる機関冷却水の温度を検出するための温度センサ（図示せず）等によって検出された温度を利用してもよい。
【００２２】
一般に、上流側吸気管１５に流入する空気に湿気が含まれていると、吸気管の内壁面等には水滴が付着する。このとき、上流側吸気管１５内を通って流れる空気の温度、すなわち内燃機関の周囲の大気温度が低いと、上流側吸気管１５の内壁面等に付着した水滴が凍結する。このような現象がスロットル弁１８で起こると、スロットル弁１８が凍結により固着し、吸気管を通って流れる空気の流量を調整することができなくなってしまう。これに対して、本発明では、上述したようにスロットルボディ１９周りに機関冷却水を流通させて、スロットルボディ１９およびスロットル弁１８自体を昇温する昇温処理が行われるので、スロットル弁１８の凍結による固着が防止される。
【００２３】
ところが、一般に機関冷却水の温度はスロットル弁１８を通って流れる空気の温度よりも高い。このため、環状流路５１内を機関冷却水が流れている場合、スロットル弁１８を通って流れる空気は、スロットル弁１８を通過するときにスロットルボディ１９等から熱を受けてその温度が上昇する。したがって、燃焼室５に充填される空気の温度も同様に上昇してしまう。一般に、燃焼室５内に充填される空気の温度が低いほど機関出力が上昇するため、この場合、機関出力が低いものとなってしまう。したがって、このような昇温機構５０を具備する内燃機関では、スロットル弁１８が固着して凍結してしまうような場合以外は、スロットルボディ１９を昇温しない方がよい。
【００２４】
そこで本発明では、スロットル弁１８に流入する空気の温度として大気温度センサ４４により大気温度を検出する。検出した大気温度が所定温度、例えば０℃よりも高い場合には、スロットル弁１８が凍結してしまう可能性は非常に低いため、環状流路５１には機関冷却水を流さない。すなわち、切替弁５７、５８を閉弁し、昇温処理を禁止する。逆に、検出した大気温度が０℃以下である場合には、スロットル弁１８が凍結してしまう可能性は高いため、環状流路５１に機関冷却水を流すようにする。すなわち、切替弁５７、５８を開弁し、昇温処理を実行する。こうすることにより、スロットル弁１８が凍結して固着してしまう可能性が高い場合にのみスロットルボディ１９の昇温が行われ、スロットル弁１８が凍結して固着してしまう可能性が低い場合にはスロットルボディ１９の昇温が行われず、よって機関出力が確保される。すなわち、本発明によれば、スロットル弁１８の凍結の防止と、機関出力の低下の防止を両立することができる。
【００２５】
なお、上記切替弁５７、５８の開閉の判定温度、すなわち上記所定温度は０℃でなくてもよい。例えば、安全性を考慮して、上記所定温度を０℃よりも僅かに高い温度にしてもよい。また、一般に、吸気通路内を流れる空気の圧力は大気圧よりも低いことが多く、このため水の凝固点が上昇することを考慮して、上記所定温度を０℃よりも僅かに低い温度にしてもよい。
【００２６】
また、上記実施形態では、スロットルボディ１９、すなわちスロットル弁１８近傍の吸気管部分や、スロットル弁１８自体の温度を昇温するために機関冷却水をスロットルボディ１９周りに流すようにしているが、電気ヒータを用いる等、他の方法でスロットル弁１８近傍の吸気管部分やスロットル弁１８自体を昇温するようにしてもよい。
【００２７】
さらに、上記実施形態では、スロットル弁１８に流入する空気の温度として大気温度センサの出力を用いているが、他のセンサの出力等を利用してもよい。例えば、スロットル弁１８の吸気上流において上流側吸気管１５内を流れる空気の温度を検出するための温度センサを設けた場合、その温度センサの出力を利用してもよい。
【００２８】
次に、図３を参照してスロットルボディ１９を昇温するための制御の制御ルーチンについて説明する。まずステップ１０１において、大気温度が所定温度、本実施形態では０℃以下であるか否かが判別される。大気温度が０℃以下であると判別された場合には、ステップ１０２へと進む。ステップ１０２では、切替弁５７、５８が開弁され、よって環状流路５１内に機関冷却水が流通せしめられ、昇温処理が実行される。そして、制御ルーチンが終了せしめられる。一方、ステップ１０１において、大気温度が０℃よりも高いと判別された場合には、ステップ１０３へと進む。ステップ１０２では、切替弁５７、５８が閉弁され、よって環状流路５１内には機関冷却水は流通せしめられず、昇温処理が禁止される。そして、制御ルーチンが終了せしめられる。
【００２９】
ところで、内燃機関の制御装置では、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室５内に充填されている吸気ガスの量（以下、「筒内充填ガス量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内充填ガス量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁によって内燃機関の燃焼室５（または吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内充填ガス量Ｍｃを正確に推定する必要がある。
【００３０】
通常、筒内充填ガス量Ｍｃは、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内充填ガス量Ｍｃを推定する場合、推定される筒内充填ガス量Ｍｃの値をより正確なものにするためには、必要なマップの数およびその引数の数が多くなる。このようにマップの数が多くなると、マップを保存するためのＥＣＵのＲＯＭを記憶容量の大きいものにしなければならず、内燃機関の制御装置の製造コストが高くなってしまう。さらに、各マップを作成するにはマップが用いられる内燃機関の形式毎に適合作業を行わなければならないが、この適合作業における測定点はマップの数およびその引数の数に応じて増大するため、マップの数およびその引数の数が多くなると適合作業の工数も増大してしまう。
【００３１】
そこで、マップを用いずに様々なモデルを用いて、数値計算により筒内充填ガス量Ｍｃを算出する内燃機関の制御装置が検討されている。このような制御装置では、数値計算を多用することにより必要なマップの数を極力減らすようにしており、これにより適合作業を行う際の工数を大幅に削減しながらも、筒内充填ガス量Ｍｃを正確に算出することができる。このような制御装置のうち本願出願人により提案されたものの一つに、図４に示した吸入ガス量モデルＭ１０を搭載した制御装置がある。以下、図４を参照して、この吸入ガス量モデルＭ１０について簡単に説明する。
【００３２】
吸入ガス量モデルＭ１０は、図４に示したようにスロットルモデルＭ１１、吸気管モデルＭ１２、吸気弁モデルＭ１３を備える。スロットルモデルＭ１１には、スロットル開度センサ４３によって検出されたスロットル弁１８の開度（以下、「スロットル開度」と称す）θｔと、大気圧センサ４５によって検出された内燃機関周囲の大気圧（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｐａと、大気温度センサ４４によって検出された内燃機関周囲の大気温度（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の温度）Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ１２において算出されたスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気枝管１３等の吸気管部分（以下、「スロットル弁１８下流の吸気管部分」と称す）内の圧力（以下、「吸気管内圧力」と称す）Ｐｍとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ１１のモデル式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量」と称す）ｍｔが算出される。スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔは、吸気管モデルＭ１２へ入力される。
【００３３】
吸気管モデルＭ１２には、スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔと、以下で詳述する単位時間当たりに燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量（以下、「筒内吸入ガス流量」と称す。なお、筒内吸入ガス流量ｍｃの定義については、吸気弁モデルＭ１３において詳述する）ｍｃとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ１２のモデル式に代入することで、吸気管内圧力Ｐｍと、スロットル弁１８下流の吸気管部分内に存在する吸気ガスの温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍは共に吸気弁モデルＭ１３へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１１にも入力される。
【００３４】
吸気弁モデルＭ１３には、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ１３のモデル式に代入することで、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは、筒内充填ガス量Ｍｃに変換され、この筒内充填ガス量Ｍｃに基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気管モデルＭ１３において算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは吸気管モデルＭ１２に入力される。
【００３５】
図４から分かるように、吸入ガス量モデルＭ１０では或るモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、吸入ガス量モデルＭ１０全体では、実際に入力される値はスロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから筒内充填ガス量Ｍｃが算出される。
【００３６】
次に、吸入ガス量モデルＭ１０のうちのスロットルモデルＭ１１ついて説明する。スロットルモデルＭ１１では、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気内圧力Ｐｍ、スロットル開度θｔから、下記式（３）に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（３）におけるμはスロットル弁における流量係数であり、これについては以下に詳述する。また、Ａｔはスロットル弁１８の開口断面積を示し、スロットル弁開度θｔの関数であり、図５に示したようなマップから定まる。また、Ｒａは気体定数に関する定数であり、実際には気体定数を１mol当たりの気体（空気）の質量Ｍlmolで除算した値である。
【数３】
また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（４）に示した関数であり、この式（４）におけるκは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図６に示したようなグラフに表すことができるので、実際には式（４）を用いて計算するのではなく、このようなグラフをマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、このマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。
【数４】
これらスロットルモデルＭ１１の式（３）および式（４）は、スロットル弁１８上流の気体の圧力を大気圧Ｐａ、スロットル弁１８上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図７に示したようなスロットル弁１８のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則および運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、およびマイヤーの関係式を利用することによって得られる。
【００３９】
次に、スロットルモデルＭ１１の式（３）における流量係数μについて説明する。上述したように、本発明では、スロットルボディ１９周りに機関冷却水を流すことができる。この場合、上述したように機関冷却水の温度はスロットル弁１８に流入する空気の温度、すなわち大気温度よりも高いので、スロットル弁１８を通過する空気はスロットル弁１８近傍で膨張する。このため機関冷却水の温度が高いほど、空気がスロットル弁１８を通過しにくくなる。したがって、機関冷却水の温度が高いほどスロットル弁通過空気流量が減少し、機関冷却水の温度が低いほどスロットル弁通過空気流量が増大する。
【００４０】
そこで、本発明では、スロットル弁１８近傍の吸気管（スロットルボディ１９）等の温度、すなわち機関冷却水の温度Ｔｗに応じて、式（３）の流量係数μを変更するようにしている。ここで、機関冷却水の温度Ｔｗと流量係数μとの関係は図８（ａ）に示したように直線で近似できる。
【００４１】
また、流量係数μは、機関回転数Ｎｅによっても変化する。一般に、機関回転数Ｎｅが増大すればスロットル弁１８を通過する空気の流速が速くなる。このように空気の流速が速くなると、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８やスロットルボディ１９との間の粘性の影響が大きくなり、流量係数μが低下する。逆に、機関回転数Ｎｅが低下すればスロットル弁１８を通過する空気の流速は遅くなり、したがって粘性の影響も小さくなるため、流量係数μは増大する。このような関係を、図８（ｂ）に示す。
【００４２】
さらに、流量係数μは、スロットル開度θｔによっても変化する。流量係数μとスロットル開度θｔとの関係は、スロットル弁１８の形状等によって異なり、本実施形態においては図８（ｃ）のような関係となる。この理由としては、スロットル弁１８が僅かに開弁している時、すなわちスロットル開度θｔが小さい時には、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との接触面積が広く、したがってスロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との間の粘性の影響が大きくなり、一方、スロットル弁１８が大きく開弁している時、すなわちスロットル開度θｔが大きい時には、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との接触面積は狭く、したがってスロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との間の粘性の影響が小さくなることが挙げられる。
【００４３】
したがって、流量係数μは、機関冷却水の温度Ｔｗと、機関回転数Ｎｅと、スロットル開度θｔとの三つのパラメータに応じて定まる係数である。そこで、本実施形態においては、これら三つのパラメータを引数とする三次元マップを予め実験的にまたは計算によって求め、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。そして、スロットルモデルＭ１１によってスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出する毎に、機関冷却水温Ｔｗを温度センサ５９によって検出し、機関回転数Ｎｅをクランク角センサ４８によって算出し、スロットル開度θｔをスロットル開度センサ４３によって検出し、これら検出および算出した三つのパラメータと、上記三次元マップとに基づいて流量係数μを算出する。算出した流量係数μを式（３）に代入して計算することにより、スロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。
【００４４】
このように、スロットルボディ１９の温度、すなわち機関冷却水の温度Ｔｗを考慮してスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出することで、算出されるスロットル弁通過空気流量ｍｔを、より正確な実際の空気流量に近い値とすることができる。特に、本実施形態のように、スロットルボディ１９周りに機関冷却水を流通させてスロットルボディ１９を昇温させる場合、スロットル弁１８を通過する空気がスロットル弁１８近傍において膨張する程度は大きく、機関冷却水の温度Ｔｗに応じてスロットル弁通過空気流量ｍｔが大きく異なるため、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔを補正することが特に効果的である。
【００４５】
なお、上記実施形態では、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいて流量係数を算出するようにしているが、大気温度（または、吸気管に流入する空気の温度）Ｔａと機関冷却水の温度Ｔｗとの差ΔＴ（＝Ｔｗ−Ｔａ）に基づいて流量係数μを定めるようにしてもよい。また、流量係数μは、機関冷却水の温度ではなく、スロットル弁を通過する空気の温度、スロットル弁近傍の吸気管部分の温度、スロットル弁近傍の吸気管部分の外側における空気の温度等、スロットル弁周囲の温度であれば如何なる温度に基づいて算出されてもよい。
【００４６】
また、上記実施形態では、機関冷却水の温度Ｔｗをスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度としている。しかしながら、別のパラメータをスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度としてもよい。例えば、スロットル弁１８近傍の吸気管、またはスロットルボディ１９の温度を直接検出してもよいし、昇温装置としてヒータを設けた場合には、ヒータの温度をスロットル弁１８近傍の吸気管の温度としてもよい。
【００４７】
さらに、上述したような昇温装置５０を設けない場合であっても、機関本体１から発生する熱等によってスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度が上昇し、吸気管に流入する空気の温度よりも高くなっていることが多い。したがって、昇温装置が設けない場合であっても本発明のスロットルモデルＭ１１を利用することは効果的である。
【００４８】
次に、スロットルモデルＭ１１を内燃機関の制御装置に実装して、実際にスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出する場合について説明する。時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）は、スロットルモデルＭ１１の式（３）より導出される下記式（５）によって算出される。なお、θｔ（ｔ）は、時刻ｔにおけるスロットル開度を意味する。また、μ（ｔ）は、時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）、時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）および上記三次元マップから算出される時刻ｔにおける流量係数である。
【数５】
次に、図９に示したフローチャートを参照して、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）を算出するための制御の流れについて説明する。まず、ステップ１２１において、クランク角センサ４８の出力に基づいて時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）が算出され、スロットル開度センサ４３によって時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）が検出され、温度センサ５９によって時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）が検出される。次いで、ステップ１２２では、上記ステップ１２１で検出および算出された三つのパラメータと、上述した三次元マップとに基づいて時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）が算出される。
【００５０】
次いで、ステップ１２３では、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）に対する開口断面積Ａｔ（θｔ（ｔ））が算出され、後述する吸気管モデルＭ１２によりまたは吸気管内圧力センサ４０により時刻ｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ）が算出または検出される。そして、ステップ１２４において、大気圧Ｐａおよび時刻ｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ）と、図６に示したマップとから、Φ（Ｐｍ（ｔ）／Ｐａ）が算出される。次いで、ステップ１２５では、上記ステップ１２２、１２４で検出または算出された各パラメータの値を式（４）に代入することにより、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）が算出される。
【００５１】
次に、吸気管モデルＭ１２および吸気弁モデルＭ１３について説明する。なお、吸気管モデルＭ１２および吸気弁モデルＭ１３については従来から提案されているものであるため、本明細書においては簡単に説明する。吸気管モデルＭ１２では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、筒内吸入ガス流量ｍｃ、および大気温度Ｔａから、下記式（６）および式（７）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。なお、式（６）および式（７）におけるＶｍはスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気枝管１３等の部分（スロットル弁１８下流の吸気管部分）の容積に等しい定数である。
【数６】
ここで、吸気管モデルＭ１２について図１０を参照して説明する。スロットル弁１８下流の吸気管部分の総気体量（総吸気ガス量）をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、スロットル弁１８下流の吸気管部分に流入する気体の流量、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと、スロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体の流量、すなわち筒内吸入ガス流量ｍｃとの差に等しいため、質量保存則により下記式（８）が得られ、この式（８）および気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、上記式（６）が得られる。
【数７】
また、スロットル弁１８下流の吸気管部分内の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、スロットル弁１８下流の吸気管部分に流入する気体のエネルギとスロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（９）が得られ、この式（９）および上記気体の状態方程式より、上記式（７）が得られる。
【数８】
吸気弁モデルＭ１３では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、および大気温度Ｔａから、下記式（１０）に基づいて、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。なお、式（１０）におけるａ、ｂは、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）および作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。
【数９】
上述した吸気弁モデルＭ１３について図１１を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に充填されている吸気ガスの量である筒内充填ガス量Ｍｃは、吸気弁６が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力は吸気弁上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、筒内充填ガス量Ｍｃは、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。
【００５６】
ここで、単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する全吸気ガスの量を平均化したもの、または単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から全ての燃焼室５に吸入される吸気ガスの量を一つの気筒の吸気行程に亘って（後述するように本実施形態ではクランク角１８０°分）平均化したものを筒内吸入ガス流量ｍｃ（以下で詳述する）とすると、筒内充填ガス量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、筒内吸入ガス流量ｍｃも吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論および経験則に基づいて、上記式（１０）が得られる。なお、式（１０）における値ａは比例係数であり、値ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ180 °で除算したものと考えられる）である。また、実際の運転では過渡時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論および経験則に基づいて導かれたＴａ／Ｔｍが乗算されている。
【００５７】
ここで、筒内吸入ガス流量ｍｃについて、図１２を参照して内燃機関が４気筒である場合について説明する。なお、図１２は横軸がクランクシャフトの回転角度、縦軸が単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から燃焼室５に実際に流入する吸気ガスの流量である。図１２に示したように、４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じてスロットル弁１８下流の吸気管部分から各気筒の燃焼室５内へ吸気ガスが流入する。例えば、スロットル弁１８下流の吸気管部分から各気筒の燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量の変位は図１４に破線で示した通りであり、これを総合してスロットル弁１８下流の吸気管部分から全気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの流量は図１２に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への筒内充填ガス量Ｍｃは図１２に斜線で示した通りである。
【００５８】
これに対して、実線で示した吸気管から全ての気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの量を平均化したものが筒内吸入ガス流量ｍｃであり、図中に一点鎖線で示す。そして、この一点鎖線で示した筒内吸入ガス流量ｍｃに、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ180 °を乗算したものが筒内充填ガス量Ｍｃとなる。したがって、吸気弁モデルＭ１３で算出された筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ180 °を乗算することで、筒内充填ガス量Ｍｃが算出される（Ｍｃ＝ｍｃ・ΔＴ180 °）。より詳細には、筒内充填ガス量Ｍｃが吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ180 °を乗算したものが筒内充填ガス量Ｍｃとされる。
【００５９】
次に、上記吸入ガス量モデルＭ１０を内燃機関の制御装置に実装して、実際に筒内充填ガス量Ｍｃを算出する場合について説明する。筒内充填ガス量Ｍｃは吸入ガス量モデルＭ１０を用いて、式（６）、式（７）、および式（１０）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１で処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔Δｔを用いて、式（６）、式（７）、および式（１０）を離散化すると、それぞれ下記式（１１）、式（１２）、および式（１３）が得られる。なお、吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）は、式（１１）および式（１２）によってそれぞれ算出されたＰｍ／Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）およびＰｍ（ｔ＋Δｔ）から、式（１４）によって算出される。
【数１０】
このようにして実装された吸入ガス量モデルＭ１０では、スロットルモデルＭ１１の式（５）で算出された時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）と、吸気弁モデルＭ１３の式（１３）で算出された時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ）とが、吸気管モデルＭ１２の式（１１）および式（１２）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）および吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）が算出される。次いで、算出されたＰｍ（ｔ＋Δｔ）およびＴｍ（ｔ＋Δｔ）は、スロットルモデルＭ１１および吸気弁モデルＭ１３の式（５）および式（１３）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）および筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、このような計算を繰り返すことによって、スロットル弁開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａから、任意の時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃが算出され、算出された筒内吸入ガス流量ｍｃに上記時間ΔＴ180 °を乗算することで、任意の時刻ｔにおける筒内充填ガス量Ｍｃが算出される。
【００６１】
なお、内燃機関の始動時には、すなわち時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧と等しい（Ｐｍ（０）＝Ｐａ）とされ、吸気管内温度Ｔｍは大気温度と等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされて、各モデルＭ１１〜Ｍ１３における計算が開始される。
【００６２】
なお、上記吸入ガス量モデルＭ１０では、大気温度Ｔａおよび大気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための大気温度センサ４４によって時刻ｔにおいて検出された値を大気温度Ｔａ（ｔ）、大気圧を検出するための大気圧センサ４５によって時刻ｔにおいて検出された値を大気圧Ｐａ（ｔ）として上記式（５）、式（１２）、および式（１３）に代入するようにしてもよい。
【００６３】
次に、本発明の第二実施形態の制御装置について説明する。第二実施形態の制御装置の構成は第一実施形態の制御装置の構成と同様である。ただし、第二実施形態におけるスロットルモデルＭ１１’は、第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１と部分的に異なる。
【００６４】
第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１では、流量係数μを機関冷却水の温度Ｔｗと機関回転数Ｎｅとスロットル開度θｔとの三つのパラメータを引数とする三次元マップから算出している。これに対して、第二実施形態におけるスロットルモデルＭ１１’では、機関回転数Ｎｅとスロットル開度θｔとの二つのパラメータを引数として暫定流量係数μ’の二次元マップを予め実験的に求め、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。ここで暫定流量係数μ’は、環状流路５１に機関冷却水を流していない場合、すなわちスロットル弁１８を通過するときに空気がほとんど膨張せず、スロットル弁通過空気流量にほとんど影響を及ぼさない場合における流量係数である。したがって、環状流路５１に機関冷却水を流していない場合には、この暫定流量係数μ’がそのまま流量係数μとして式（５）に代入される。
【００６５】
一方、環状流路５１に機関冷却水を流している場合、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいて暫定流量係数μ’を補正して、流量係数μを算出する。この補正は下記式（１５）によって行われる。そして、式（１５）によって算出された流量係数μが式（５）に代入され、第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１と同様にスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。なお、式（１５）は図８（ａ）に示した直線と同様な直線を表す式であり、式（１５）におけるｃ、ｄは定数であり、実験的にまたは計算によって求められる。
【数１１】
次に、図１３に示したフローチャートを参照して、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）を算出するための制御の流れについて説明する。ステップ１４１、１４６〜１４８はそれぞれ図９のステップ１２１、１２３〜１２５と同様であるため説明を省略する。ステップ１４２では、時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）と、上述した二次元マップとに基づいて時刻ｔにおける暫定流量係数μ’（ｔ）が算出される。
【００６７】
次いで、ステップ１４３では、昇温機構５０の切替弁５７、５８が開弁しているか否かが判別され、切替弁５７、５８が開弁していると判別された場合には、ステップ１４４へと進む。ステップ１４４では、上述した式（１５）より導出される下記式（１６）によって暫定流量係数μ’（ｔ）と、時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）とから時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）が算出され、ステップ１４６へと進む。
【数１２】
一方、ステップ１４３において、切替弁５７、５８が開弁していないと判別された場合にはステップ１４５へと進む。ステップ１４５では、ステップ１４２において算出された時刻ｔにおける暫定流量係数μ’（ｔ）がそのまま時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）とされる。
【００６９】
本実施形態によれば、昇温機構５０の環状流路５１に機関冷却水を流通させない場合には、スロットル弁通過空気流量ｍｔを算出するのに機関冷却水の温度を考慮していない。したがって、例えば、機関本体１内を流れる機関冷却水の温度を検出する温度センサの出力に基づいて上述した機関冷却水の温度Ｔｗを検出しているときに、環状流路５１に機関冷却水を流通させていないのに機関本体１内の機関冷却水の温度に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔを補正してしまうのが防止される。
【００７０】
【発明の効果】
本発明によれば、上流側吸気通路内圧力と、下流側吸気通路内圧力と、制御弁開度とに基づいてだけでなく、制御弁周囲の温度に基づいて制御弁通過空気流量を算出するため、より正確にスロットル弁通過空気量を算出することができる。
【００７１】
第４の発明によれば、制御弁近傍の吸気管の部分または制御弁自体を昇温する必要がある時にのみこれらの昇温処理を行うようにすることにより、制御弁の凍結・固着の防止と、機関出力の確保とを両立することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の制御装置を備えた内燃機関全体を示す図である。
【図２】スロットルボディに配置された昇温機構を示す図である。
【図３】昇温機構の制御のフローチャートである。
【図４】本発明で用いられる吸入ガス量モデルを示す図である。
【図５】スロットル弁開度と開口断面積との関係を示す図である。
【図６】関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。
【図７】スロットルモデルの基本概念を示す図である。
【図８】流量係数と、機関冷却水の温度、機関回転数、およびスロットル開度との関係を示す図である。
【図９】本発明のスロットルモデルにおける制御の流れを示すフローチャートである。
【図１０】吸気管モデルの基本概念を示す図である。
【図１１】吸気弁モデルの基本概念を示す図である。
【図１２】筒内充填ガス量および筒内吸気ガス量の定義に関する図である。
【図１３】本発明の第二実施形態のスロットルモデルにおける制御の流れを示すフローチャートである。
【符号の説明】
１…機関本体
５…燃焼室
６…吸気弁
７…吸気ポート
８…排気弁
１１…燃料噴射弁
１３…吸気枝管
１４…サージタンク
１５…上流側吸気管
１８…スロットル弁
１９…スロットルボディ
５０…昇温機構
Claims (6)
- 内燃機関の燃焼室へと続く吸気通路と、該吸気通路を通る空気の流量を調整する制御弁とを具備し、さらに、少なくとも上記制御弁の吸気上流側における上流側吸気通路内圧力と、上記制御弁の吸気下流側における下流側吸気通路内圧力と、上記制御弁の開度と、流量係数とに基づいて制御弁通過空気流量を算出する制御弁通過空気流量算出手段を具備し、該制御弁通過空気流量算出手段によって算出された制御弁通過空気流量に基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置において、
上記制御弁周囲の温度を検出する温度検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該温度検出装置によって検出された制御弁周囲の温度に基づいて上記流量係数を変更する内燃機関の制御装置。 - 上記制御弁通過ガス流量算出手段は、μを制御弁における流量係数、Ａｅを制御弁の開口断面積、Ｐａを上記上流側吸気通路内圧力、Ｔａを制御弁通過空気の温度、Ｐｍを上記下流側吸気通路内圧力、Ｒｅを定数、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）をＰｍ／Ｐａの値に応じて定まる係数とすると、下記式（１）に基づいて制御弁通過ガス流量ｍｔを算出する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
- 上記吸気通路は吸気管により画成され、少なくとも上記制御弁近傍の吸気管の部分を昇温する昇温処理を実行可能な昇温装置をさらに具備する請求項１または２に記載の内燃機関の制御装置。
- 上記昇温装置は、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度以下のときに昇温処理を実行し、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度よりも高いときには昇温処理を禁止する請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
- 機関回転数を検出するための回転数検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該回転数検出装置によって検出された機関回転数に基づいて上記流量係数を変更する請求項１〜４のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
- スロットル弁の開度を検出するためのスロットル開度検出装置をさらに具備し、上記制御弁通過空気流量算出手段は、該スロットル開度検出装置によって検出されたスロットル弁の開度に基づいて上記流量係数を変更する請求項１〜５のいずれか１甲に記載の内燃機関の制御装置。
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