JP4835761B2 - エンジンの制御装置 - Google Patents

Description

この発明はエンジンの制御装置に関する。

吸入空気量を、その吸入空気量を得たときの回転速度における最大吸入空気量で除算した値である体積流量比と、スロットル弁開口面積を排気量とエンジン回転速度で除算した値との関係がエンジン回転速度によらずほぼ同一の特性を示すことに着目し、この関係を用いて目標吸入空気量や目標スロットル弁開口面積を求めるものがある（特許文献１参照）。

特開平１１−１８２２９８号公報

ところで、同一行程容積及び同一回転速度で最大出力は吸入空気の重量に直接影響されるので、総行程容積を基準にして１サイクルごとにシリンダに流入する空気量の大小を表現する方法に２つあり、その一つが体積効率で、他の表現が充填効率である。そのうちで体積効率はエンジンが運転されている周囲の大気状態を基準にとりエンジンの優劣を表すもので、後述する（補１−１）式で一般的に定義されている。

この体積効率と、吸気弁が開いたときに燃焼室へと流入する吸気の流速（以下単に「流速」ということがある。）との関係を、エンジン機種に関係なく記述することができれば、エンジン機種毎に適合する必要がなくなるので、エンジン設計の開発期間を短縮することに大いに資する。

しかしながら、この課題は現在のところ解決されていない。

このため、本発明者が種々の実験を行った結果、体積効率と流速の関係を表す新たな吸気モデルを創出することに成功した。すなわち、本発明は、エンジンの吸気モデルとして汎用性に優れているエンジンの制御装置を提供することを目的としている。

本発明は、吸気通路にスロットル弁を設けると共に、このスロットル弁下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての機能を有するエンジンの制御装置において、体積効率を前記スロットル弁全開時体積効率（ηｖwot）で除算した値相当の正規化体積効率の目標値を目標正規化体積効率として、前記スロットル弁下流の吸気圧力（Ｐ２）とスロットル弁上流の吸気圧力（Ｐ１）の比であるスロート部前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）の目標値を目標スロットル弁前後吸気圧力比として、前記スロットル弁下流の吸気密度（ρ２）とスロットル弁上流の吸気密度（ρ１）の比であるスロットル弁前後吸気密度比（ρ２／ρ１）の目標値を目標スロート部前後吸気密度比としてこれら目標正規化体積効率、目標スロットル弁前後吸気圧力比、目標スロットル弁前後吸気密度比のいずれか一つを算出し、これら目標正規化体積効率、目標スロットル弁前後吸気圧力比、目標スロットル弁前後吸気密度比のいずれか一つに基づいて、仮想流速の目標値である目標仮想流速または仮想マッハ数の目標値である目標仮想マッハ数を算出し、これら目標仮想流速または目標仮想マッハ数に基づいて、スロットル弁開口面積の目標値である目標スロットル弁開口面積を算出するように構成する。

本発明によれば、目標正規化体積効率、目標スロットル弁前後圧力比、目標スロットル弁前後密度比のいずれか一つを算出し、これら目標正規化体積効率、目標スロットル弁前後圧力比、目標スロットル弁前後密度比のいずれか一つに基づいて、仮想流速の目標値である目標仮想流速ｔｕ’または仮想マッハ数の目標値である目標仮想マッハ数ｔＭ’を算出し、これら目標仮想流速ｔｕ’または目標仮想マッハ数ｔＭ’に基づいて、スロットル弁開口面積の目標値である目標スロットル弁開口面積を算出している。

この場合に、目標正規化体積効率と目標仮想流速ｔｕ’や目標仮想マッハ数ｔＭ’との関係は、「目標」がついても同じであり、図５（ａ）、図５（ｂ）または図６（ａ）、図６（ｂ）に示したように一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示すことを本発明者が実験によって確認している。すなわち、本発明によっても、エンジンの汎用性ある吸気モデルを新たに構築できているのであり、この汎用性のある吸気モデルを用いることで、エンジン開発期間を大幅に短縮することができる。

また、本発明によれば、エンジンの運転条件に応じた目標エンジントルクと目標空燃比とが得られるように、スロットル弁により吸入吸気量を、また目標当量比に応じて燃料噴射弁により燃料供給量をそれぞれ制御するエンジンの制御装置において、アクセル操作量とエンジン回転速度Ｎｅとからアクセル要求開口面積ＡＡＰＯを算出し、エンジン回転速度Ｎｅからスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを算出し、前記アクセル要求開口面積ＡＡＰＯと、エンジン回転速度Ｎｅと、前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalとに基づいて仮想流速の逆数または仮想流速を音速で除算した値である仮想マッハ数の逆数を算出し、この仮想流速の逆数または仮想マッハ数の逆数から目標基本正規化体積効率を算出し、この目標基本正規化体積効率に前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotを乗算して目標基本体積効率ｔηｖ０を算出し、この目標基本体積効率ηｖを前記目標当量比で除算して目標体積効率ｔηｖを算出し、この目標体積効率ｔηｖを前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算して目標正規化体積効率を算出し、この目標正規化体積効率から目標仮想流速の逆数または目標仮想マッハ数の逆数を算出し、この目標仮想流速の逆数または目標仮想マッハ数の逆数と、エンジン回転速度Ｎｅと、前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalに基づいて目標スロットル弁開口面積を算出し、この目標スロットル弁開口面積から目標スロットル弁開度を算出し、この目標スロットル弁開度となるようにスロットル弁開度を制御するので、エンジンの汎用性ある吸気モデルが新たに構築可能となる上に、さらにスロットル弁全開時体積効率ηｖwotが１．０未満となる領域においても、真の正規化体積効率からのずれが生じることがない。

本発明の第１実施形態の体積効率算出手段のブロック図である。 スロットル弁開口面積の特性図である。 パージ弁開口面積の特性図である。 スロットル弁全開時体積効率の特性図である。 仮想流速または仮想マッハ数と、正規化体積効率、スロットル弁前後吸気圧力比、スロットル弁前後吸気密度比の関係を示す特性図である。 仮想流速または仮想マッハ数と、正規化体積効率、スロットル弁前後吸気圧力比、スロットル弁前後吸気密度比の関係を示す特性図である。 多気筒エンジンの単気筒モデルを示す図である。 第２実施形態のエンジンコントローラのブロック図である。 目標充填効率の特性図である。 第３実施形態のスロットル弁全開時体積効率算出手段のブロック図である。 最適吸気カム位相の特性図である。 最適吸気カム位相の特性図である。 正規化スロットル弁全開時体積効率の特性図である。 吸気温度変化分の特性図である。 正規化スロットル弁全開時体積効率の特性図である。 エンジン回転速度に対する振幅率の特性図である。 振幅率の内容を示す波形図である。 吸気脈動補正係数の特性図である。 第４実施形態のスロットル弁全開時体積効率算出手段のブロック図である。 第５実施形態のスロットル弁全開時体積効率算出手段のブロック図である。 第３正規化スロットル弁全開時体積効率の特性図である。 第６実施形態のスロットル弁全開時体積効率算出手段のブロック図である。 第４正規化スロットル弁全開時体積効率の特性図である。 第７実施形態のスロットル弁全開時体積効率算出手段のブロック図である。 第５正規化スロットル弁全開時体積効率の特性図である。 第８実施形態のスロットル弁全開時体積効率算出手段のブロック図である。 ６気筒エンジンに対する吸気制御弁の構成を示す概略図である。 第６正規化スロットル弁全開時体積効率の特性図である。 第９実施形態のスロットル弁全開時体積効率算出手段のブロック図である。 第１０実施形態のエンジンコントローラのブロック図である。 充填効率検出手段のブロック図である。 ＥＧＲ弁の閉故障を説明するための特性図である。 目標ＥＧＲ率に対するすれ率の関係を示す特性図である。 閉故障判定する領域を説明するための特性図である。 ＥＧＲ弁閉故障判定を説明するためのフローチャートである。 第１１実施形態のエンジンコントローラのブロック図である。 ＥＧＲ弁の開故障を説明するための特性図。である 目標ＥＧＲ率に対するすれ率の関係を示す特性図である。 開故障判定する領域を説明するための特性図である。 ＥＧＲ弁開故障判定を説明するためのフローチャートである。 第１２実施形態のブロック図である。 スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）に対する流速の特性図である。 第１３実施形態のエンジンコントローラのブロック図である。 第１４実施形態のエンジンコントローラのブロック図である。 第１４実施形態の作用を説明するための波形図である。 第１５実施形態のエンジンコントローラのブロック図である。 スロットル弁開度と吸気量の関係を示す特性図である。 仮想流速と流速の関係を示す特性図である。 第１６実施形態のエンジンコントローラのブロック図である。 仮想流速の逆数または仮想マッハ数の逆数と正規化体積効率の関係を示す特性図である。 仮想流速と正規化体積効率の関係を示す特性図である。 他の実施形態のブロック図である。 他の実施形態のブロック図である。

以下、本発明の実施形態を添付図面に基づいて説明する。

図１は第１実施形態の体積効率算出手段１１のブロック図で、この体積効率算出手段１１はエンジンコントローラ１０に備えられる。

図１にはエンジンの具体的な構成を示していないが、エンジンの燃焼室に導入される吸気量が吸気管内の吸気の流速の変化に依存して制御される方式のものであればよい。すなわち、エンジンは吸気通路にスロート部を設けると共に、このスロート部下流の吸気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての機能を有している。具体的には、図４３の下方に示したように、エンジンの有するポンプ機能により吸気通路２２に吸い込まれた吸気は、吸気通路２２に設けられたスロットル弁２１（スロート部）により調量され、コレクタ２７に一旦蓄えられた後、吸気ポートより各気筒の燃焼室（シリンダ）へと分配供給される。各気筒の吸気ポートには燃料噴射弁２９が設けられ、エンジンコントローラ１０からの信号を受けて、この燃料噴射弁２９が所定の時期に燃料を噴射供給する。燃焼室内で燃焼したガスは排気通路２３へと排出される。排気通路には三元触媒などの触媒が設けられ、ここで排気中の有害成分が浄化される。

図１のブロック図を説明する前に、本発明で新たに導入している「正規化体積効率」と「仮想流速」について説明する。

さて、体積効率と流速との関係を、エンジン機種に関係なく記述することができれば、エンジン機種毎に適合する必要がなくなるので、エンジン設計の開発期間を短縮することに大いに貢献する。このため、本発明者が種々の実験を行った結果として創出されたのが本発明の吸気モデルである。本発明者により初めて得られたエンジンの平衡状態における実験結果を図６（ａ）に示す。図６（ａ）は仮想流速と正規化体積効率の関係を表しており、この特性によれば特性が急激に変化するところがないので仮想流速より正規化体積効率を精度良く求めることができ、この逆に正規化体積効率より仮想流速を精度良く求めることができることがわかる。

ここで、「体積効率」、「充填効率」、「スロットル弁全開時体積効率」、「正規化体積効率」といった用語の説明をしておく。一般的な意味での体積効率、充填効率の定義は次の通りである。

体積効率＝１サイクル当たりのシリンダ吸入新気物質量
／大気状態で総行程容積を満たしたときの気体の物質量
…（補１−１）
充填効率＝１サイクル当たりのシリンダ吸入新気物質量
／標準状態で総行程容積を満たしたときの気体の物質量
…（補１−２）
これに対して本発明では、スロットル弁全開時体積効率ηvwotを独自に次のように定義する。

ηvwot＝１サイクル当たりのシリンダ吸入新気物質量
／スロート部下流の状態の気体で総行程容積を満たしたときの気体の物質量
…（補１−３）
これら３つの式は、全て総行程容積（排気量）で正規化されているという共通点はあるが、（補１−１）式の体積効率はあまり環境条件によらないエンジンのポンプ吸い込み能力を示す相対的な指標であり、一方、（補１−２）式の充填効率は吸気の絶対量を示す。

これに対して、（補１−３）式のスロットル弁全開時体積効率ηvwotは、エンジンというよりはシリンダがマニフォールドからどれだけの体積の空気を排出するかの指標であって、スロットル弁による気体の状態変化の影響を除いたエンジンの相対的なポンプ吸い込み能力を示す指標である。

（補１−１）式の体積効率と、（補１−３）式のスロットル弁全開時体積効率ηvwotの関係は、スロート部の上下流が等温であると仮定すれば、スロート部上流圧力をＰ１、スロート部下流圧力をＰ２として、
ηvwot＝体積効率×（Ｐ１／Ｐ２） …（補１−４）
となる。すなわち、スロットル弁全開時（ＷＯＴ）にはＰ１≒Ｐ２あるいは大気状態≒スロート部下流状態となるから、
ηvwot≒体積効率｜_wot …（補１−５）
の関係が成り立ち、かつスロットル弁全開時体積効率ηvwotは、スロート部上流圧力Ｐ１やスロート部下流圧力Ｐ２あるいはスロットル弁開度などによってあまり変化しないので、このあまり変化しない値としての「スロットル弁全開時体積効率」を（補１−３）式のように定義したわけである。

ここで注意しておくと、（補１−１）式、（補１−２）式、（補１−３）式のように３つの効率は、分母をある状態で定義（正規化）しているだけなので、いずれの効率も１．０が上限というわけではないことである。例えば、吸気管の動的効果やターボ過給機による過給、吸排気弁のオーバーラップや吸排気脈動による残留ガスの掃気効果によっては体積効率、スロットル弁全開時体積効率は１．０を大きく上回ることがあり、充填効率は気温が標準状態より低いときのように状態量が分子より分母が小さくなってしまえば１．０以上になる。

上記のスロート部とは、吸気通路の途中で吸気を絞る部位のことで、例えばスロットル弁の設けられる部位である。ここでは、バタフライ型のスロットル弁を有するエンジンに限られない点を明確にするため、スロットル弁部ではなくスロート部という表現を用いている。

次に、図６（ａ）の縦軸に用いている「正規化体積効率」の定義は次の通りである。

正規化体積効率［無名数］＝体積効率［無名数］
／スロットル弁全開時体積効率［無名数］
…（補２）
すなわち、正規化体積効率は上記（補１−１）式の体積効率を上記（補１−３）式のスロットル弁全開時体積効率ηvwotで除算した値である。

一方、図６（ａ）横軸の「仮想流速」の定義は吸気の流速を上記（補１−３）式の正規化体積効率で除した値つまり次式の通りである。

仮想流速［ｍ／ｓ］＝流速［ｍ／ｓ］／正規化体積効率［無名数］ …（補３）
この仮想流速ｕ’は本発明者が初めて創出した値である。仮想流速に「仮想」を付しているように、仮想流速ｕ’は現実に存在する物理量ではなく試行錯誤のすえに想到した値である。比較のため、現実に存在する物理量である流速と、正規化体積効率との関係を図６（ａ）に重ねて示してみると、流速を用いたときには一点鎖線で示したように所定値ｖ１の手前で急激に特性が立ち下がりこの所定値ｖ１で特性が切れてしまっていることがわかる。これは、流速そのものは速くなっていくと物理的に音速で制限されて収束してしまうので、流速が音速付近の領域になると正規化体積効率のようなパラメータとの相関がなくなってしまうためである。すなわち、図６（ａ）の横軸の所定値ｖ１は、上記（補３）式において音速ｃを流速に代入したときの値に相当する。

これに対して、流速をさらに正規化体積効率で除した値である仮想流速ｕ’を、図６（ａ）のように横軸に採ったときには、所定値ｖ１で特性が終了することがなく、音速ｃを超える流速領域まで緩やかな特性が得られている。そして、この特性に基づけば、仮想流速ｕ’より正規化体積効率を、この逆に正規化体積効率より仮想流速ｕ’を精度良く求めることができるのである。上記（補３）式のように流速を正規化体積効率で除算した値は、流速に関係する値ではあるものの現実には存在しない物理量であるので、「仮想」を付しているのである。

上記（補３）式のように仮想流速ｕ’を定義したとき、仮想流速ｕ’と正規化体積効率との間には、図５（ａ）に示したよりスッキリした関係が得られることも本発明者が初めて見出した事項である。すなわち、図６（ａ）が横軸、縦軸とも実数表示であったのに対して図５（ａ）は横軸、縦軸とも自然対数で表示したものである。図５（ａ）に示すこの両対数表示の特性によれば、仮想流速ｕ’の小さな領域（つまりスロットル弁開度の大きな領域）で正規化体積効率はほぼ一定となり、所定値ｖ２より大きな仮想流速ｕ’の領域（つまりスロットル弁開度の小さな領域）では仮想流速ｕ’が増大するほど正規化体積効率が減少する、というほぼ線形に近い関係が得られている。

図５（ａ）、図６（ａ）に示す仮想流速ｕ’と正規化体積効率の関係は、一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示すことを本発明者が実験によって確認している。一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示す、という意味は、図５（ａ）、図６（ａ）に示す特性をエンジン機種に関係なく共通に用いることができる、つまりエンジン機種が相違しても再適合する必要がないという意味である。一般的なエンジン、という意味は、過給機を備えた車両を除くという意味である。ただし、過給機を備えたエンジンに対して本発明を適用できない、ということではなく、正規化体積効率に対して所定の補正を行うことによって過給機を備えたエンジンにも適用できる（第９実施形態で後述する）。

なお、上記（補３）式右辺の流速は吸気ポートから燃焼室へと流入する吸気の流速のことであり、この場合にスロットル弁２１下流においては吸気の密度変化がないと仮定して考えている。また、吸気弁が開いてから閉じるまでの間、実際の吸気流速は一定でないのであるが、ここでは簡単のため平均の流速で考えている。

さらに述べると、仮想流速は逆数を採るなどの変形（第１６実施形態で後述する）や単位の変更を行ってもよい。ここで、単位の変更とは、仮想流速ｕ’から流速へと変換することをいう（第１２実施形態で後述する）。さらには仮想流速以外の物理パラメータとすることも可能である。例えば、図５（ｂ）、図６（ｂ）に横軸を仮想マッハ数Ｍ’で置き換えたものを示す。ここで、仮想マッハ数Ｍ’は仮想流速ｕ’をさらに音速ｃで除算した値、つまり次式により定義される値である。

仮想マッハ数［無名数］＝仮想流速［ｍ／ｓ］／音速［ｍ／ｓ］ …（補４）
図５（ａ）、図５（ｂ）、図６（ａ）、図６（ｂ）の縦軸の正規化体積効率も同様で、正規化を行えば体積効率以外の物理パラメータとすることも可能である。例えば図７に示したようにスロットル弁２１上流の吸気圧力をＰ１、スロットル弁２１上流の吸気密度をρ１、スロットル弁２１下流の吸気圧力をＰ２、スロットル弁２１の下流の吸気の密度をρ２としたとき、正規化体積効率に代えて、スロットル弁２１下流圧力Ｐ２をスロットル弁２１上流圧力Ｐ１で除算したスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）やスロットル弁２１下流の吸気密度ρ２をスロットル弁２１上流の吸気密度ρ１で除算したスロットル弁前後吸気密度比（ρ２／ρ１）であってよい（図５（ａ）、図５（ｂ）、図６（ａ）、図６（ｂ）参照）。

ここで、上記（補３）式右辺の流速は
流速［ｍ／ｓ］＝（総行程容積［ｍ³］／スロットル弁開口面積［ｍ²］）
×（エンジン回転速度［ｒｐｍ］／１２０） …（補５）
であるので、これを上記（補３）式に代入し、かつスロットル弁全開時体積効率を（補３）式右辺の正規化体積効率として代入すれば次式が得られる。

仮想流速［ｍ／ｓ］＝（総行程容積［ｍ³］×スロットル弁全開時体積効率
×（エンジン回転速度［ｒｐｍ］／１２０））
／スロットル弁開口面積［ｍ²］ …（補６）
スロットル弁全開時体積効率を（補３）式右辺の正規化体積効率として代入することとしたのは、スロットル弁２１が全開のときの体積効率はスロットル弁２１下流より総行程容積までの間の体積効率と略同等なのでスロットル弁全開時体積効率で置換えても比較的高い精度で正規化体積効率を得ることができるためである。

また、流速は音速ｃによって変化するので、その変化分をも考慮するのであれば（補６）式に代えて次式により仮想流速を求めればよい。

仮想流速［ｍ／ｓ］＝（Ｔ［Ｋ］／Ｔ０［Ｋ］）＾（１／２）
×（総行程容積［ｍ³］×スロットル弁全開時体積効率
×（エンジン回転速度［ｒｐｍ］／１２０））
／スロットル弁開口面積［ｍ²］） …（補７）
ただし、Ｔ［Ｋ］ ：吸気温度、
Ｔ０［Ｋ］：標準状態の吸気温度（２９８Ｋ）、
（補７）式右辺の（Ｔ／Ｔ０）＾（１／２）は吸気温度変化に伴う音速の変化に対しての補正である。（補７）式右辺の＾は累乗を表している。

上記の図５（ａ）、図５（ｂ）、図６（ａ）、図６（ｂ）に示した特性を用いるには同特性をテーブルにしてエンジンコントローラ１０内のメモリに記憶させておき、その記憶させたテーブルを用いて仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’から正規化体積効率、スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）、スロットル弁前後吸気密度比（ρ２／ρ１）のいずれかを算出したり、この逆に正規化体積効率、スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）、スロットル弁前後吸気密度比（ρ２／ρ１）のいずれか一つから仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’を算出すればよい。

ただし、算出方法はこうしたテーブル検索に限られるものでなく、演算式を用いることも可能である。これについて説明すると、特開２００２−１３００３９公報では、スロットル弁を通過する空気流量を演算式により算出する際に必要となる関数Φ（Ｐ２／Ｐ１）を、スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）が所定値以下のときと所定値を超えるときの２つに分け、次のように式で計算させている。
（１）Ｐ２／Ｐ１≦１／（１＋κ）のとき
Φ（Ｐ２／Ｐ１）＝｛κ／（２（κ＋１））｝＾１／２ …（補８）
（２）Ｐ２／Ｐ１＞１／（１＋κ）のとき
Φ（Ｐ２／Ｐ１）＝［（κ−１）／２κ×｛（１−Ｐ２／Ｐ１）＋Ｐ２／Ｐ１｝
×（１−Ｐ２／Ｐ１）］＾１／２ …（補９）
ここで、Ｐ１はスロットル弁上流の吸気圧力、Ｐ２はスロットル弁下流の吸気圧力、κは吸気の比熱比である。＾は累乗を表している。

本発明との関係では、（補８）式、（補９）式の関数Φ（Ｐ２／Ｐ１）をスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）で除算して音速ｃを乗算した値が、本発明の仮想流速ｕ’に相当するので、（補８）式、（補９）式の関数Φ（Ｐ２／Ｐ１）を用いて次式により本発明の仮想流速ｕ’を算出することができる。
（３）Ｐ２／Ｐ１≦１／（１＋κ）のとき
ｕ’［ｍ／ｓ］＝ｃ［ｍ／ｓ］×（Ｐ１／Ｐ２）×Φ（Ｐ２／Ｐ１）
＝ｃ×（Ｐ１／Ｐ２）×｛κ／（２（κ＋１））｝＾１／２
…（補１０）
（４）Ｐ２／Ｐ１＞１／（１＋κ）のとき
ｕ’［ｍ／ｓ］＝ｃ［ｍ／ｓ］×（Ｐ１／Ｐ２）×Φ（Ｐ２／Ｐ１）
＝ｃ×（Ｐ１／Ｐ２）×［（κ−１）／２κ
×｛（１−Ｐ２／Ｐ１）＋Ｐ２／Ｐ１｝
×（１−Ｐ２／Ｐ１）］＾１／２ …（補１１）
ここで、（補１０）式、（補１１）式のｃが音速である。

これら（補１０）式、（補１１）式に対して上記（補４）式を用いると、仮想マッハ数Ｍ’についても次式により算出することができる。
（５）Ｐ２／Ｐ１≦１／（１＋κ）のとき
Ｍ’［無名数］＝ｕ’［ｍ／ｓ］／ｃ［ｍ／ｓ］
＝（Ｐ１／Ｐ２）×｛κ／（２（κ＋１））｝＾１／２
…（補１２）
（６）Ｐ２／Ｐ１＞１／（１＋κ）のとき
Ｍ’［無名数］＝ｕ［ｍ／ｓ］／ｃ［ｍ／ｓ］
＝（Ｐ１／Ｐ２）×［（κ−１）／２κ
×｛（１−Ｐ２／Ｐ１）＋Ｐ２／Ｐ１｝
×（１−Ｐ２／Ｐ１）］＾１／２ …（補１３）
この結果、（補１０）式、（補１１）式、（補１２）式、（補１３）式がスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）より仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’を算出するための演算式になる。また、（補１０）式、（補１１）式、（補１２）式、（補１３）式においてスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）に代えてスロットル弁前後吸気密度比（ρ２／ρ１）や正規化体積効率を用いることができる。

このようにしてスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）、スロットル弁前後吸気密度比（ρ２／ρ１）または正規化体積効率のいずれか一つから仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’を算出するための演算式が得られた。

ただし、この反対に仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’よりスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）、スロットル弁前後吸気密度比（ρ２／ρ１）または正規化体積効率を求める演算式はないので、このときには図５（ａ）、図５（ｂ）、図６（ａ）、図６（ｂ）に示した内容のテーブルを用いて検索する必要がある。

これで、本発明で新たに導入している「正規化体積効率」と「仮想流速」についての説明を終える。

図１に戻り、スロットル弁開度検出手段としてのスロットルセンサ１は、実際のスロットル弁開度を検出する。ここではアクセルペダルと関係なくエンジンコントローラ１０からの指令（目標スロットル弁開度）を受けるアクチュエータによりスロットル弁が駆動される、いわゆる電子制御スロットル装置を対象としており、この電子制御スロットル装置ではスロットルセンサ１により検出される実際のスロットル弁開度が目標スロットル弁開度と一致するようにフィードバック制御している。スロットルセンサ１では、スロットル弁開度をポテンションメータなど電圧に変換してからスロットル弁開度に変換する。

スロットルセンサ１からの信号が、クランク角センサ（２、３）からの信号と共に入力されるエンジンコントローラ１０は、体積効率を算出する手段１１の機能を備えている。

この体積効率算出手段１１は、スロットル弁開口面積算出手段１２、パージ弁開口面積算出手段１３、総開口面積算出手段１４、エンジン回転速度算出手段１５、スロットル弁全開時体積効率算出手段１６、仮想流速または仮想マッハ数算出手段１７、正規化体積効率算出手段１８、乗算手段１９からなっている。

まず、スロットル弁開口面積算出手段１２ではアクセルセンサ１により検出される実スロットル弁開度から所定のテーブルを検索することによりスロットル弁開口面積Ａｔｖｏを算出する。テーブルの内容として一例を図２に示す。図２の特性はバタフライ型のスロットル弁のものとは違っている。このように、本発明ではバタフライ型のスロットル弁だけでなくバタフライ型以外のスロットル弁を備えているものをも対象としている。

パージ弁開口面積算出手段１３ではパージ弁に与えるパージ弁デューティ比から図３を内容とするテーブルを検索することにより、パージ弁開口面積Ａｐを算出し、総開口面積算出手段１４ではこれらスロットル弁開口面積Ａｔｖｏとパージ弁開口面積Ａｐの和を総開口面積Ａとして算出する。本発明はパージ弁を備えるエンジンだけを対象とするものでなく、パージ弁を備えないエンジンをも対象としている。すなわち、パージ弁を備えないエンジンではパージ弁開口面積Ａｐ＝０としてやればよいだけである。

クランク角センサは、ポジションセンサ２とフェーズセンサ３とからなっている。ポジションセンサ２はクランク軸に取り付けられるシグナルプレートに対向して設けられ、クランク角の１０°毎に立ち上がる信号（ポジション信号）を発生させる。フェーズセンサ３はカム軸に取り付けられるシグナルプレートに対向して設けられ、気筒判別を行うための信号（フェーズ信号）を発生させる。これらポジション信号、フェーズ信号の２つの信号を受けるエンジン回転速度算出手段１５では所定の信号処理を行ってエンジン回転速度Ｎｅを算出する。また、図示しないが、エンジンコントローラ１０ではポジション信号、フェーズ信号の２つの信号から燃料噴射の噴射タイミングや点火タイミングの基点となる基準位置信号を生成している。

スロットル弁全開時体積効率算出手段１６ではエンジン回転速度Ｎｅから図４を内容とするテーブルを検索することにより、スロットル弁２１下流（スロート部下流）の吸気をポンプ（燃焼室）に吸い込む効率であって、スロットル弁２１を全開にしたときにスロットル弁２１下流の吸気をポンプに吸い込む効率を表すスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを算出する。エンジンは幅広いエンジン回転速度領域を持つと共に、吸気管を備えているので一般的に静的効果・動的効果・熱的効果などにより運転状態や環境条件の相違でエンジンに吸入される空気量（体積効率）が大きく変化するが、スロットル弁全開時に限ればエンジン回転速度毎に特徴的な特性を得ることができるので、図４に示す特性を適合により予め求めてエンジンコントローラ１０内のメモリに記憶させておく。図４の特性は一例を示す。図示しないが、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotは１．０を超えることもあり得る。すなわち、図４の特性はエンジン仕様により定まる値であり、エンジン仕様が異なれば違った特性になる。

仮想流速または仮想マッハ数算出手段１７では、総開口面積Ａ、エンジン回転速度Ｎｅ、スロットル弁全開時体積効率ηｖwot、エンジン総行程容積Ｖtotalに基づいて次式により仮想流速ｕ’をまたはこの仮想流速ｕ’を音速ｃで除算した値である仮想マッハ数Ｍ’を算出する。

ｕ’［ｍ／ｓ］＝（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
／Ａ［ｍ²］ …（１）
Ｍ’［無名数］＝ｕ’［ｍ／ｓ］／ｃ［ｍ／ｓ］
＝（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
／（Ａ［ｍ²］×ｃ［ｍ／ｓ］） …（２）
（１）式右辺においてエンジン回転速度Ｎｅ［ｒｐｍ］を１２０で割っているのは１行程（エンジン２回転分）あたりの値［／ｓ］とするためである。

ここで、上記（１）式の仮想流速ｕ’や上記（２）式の仮想マッハ数Ｍ’は本発明で初めて導入している物理量であり、それらの定義については上記（補３）、（補４）式により説明した。

上記（１）式右辺のエンジン総行程容積Ｖtotalは、多気筒エンジンでは全気筒分の行程容積の合計（排気量）である。ただし、多気筒エンジンであっても例えばＶ型エンジンでバンク毎に吸気系が完全に独立している場合や、吸気弁を閉じたままにして一部の気筒を休止する構造を採る場合には、有効な容積を設定あるいは演算する。例えばＶ型エンジンでは独立したバンク毎に総行程容積を扱えばよい。また、吸気弁を閉じたままにして一部の気筒を休止する構造を採るエンジンでは、休止時と休止時以外とで別々の総行程容積を用意しておけばよい。実施形態では全気筒分で考えるが、１気筒当たりで考えてもかまわない。

また、流速は音速によって変化するので、その変化分をも考慮するのであれば、上記（１）式に代えて次式により仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’を求めればよい。

ｕ’［ｍ／ｓ］＝（Ｔ／Ｔ０）＾（１／２）
×（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
／Ａ［ｍ²］） …（３ａ）
Ｍ’［無名数］＝ｕ’［ｍ／ｓ］／ｃ［ｍ／ｓ］
＝（Ｔ／Ｔ０）＾（１／２）
×（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
／（Ａ［ｍ²］×ｃ［ｍ／ｓ］） …（３ｂ）
ただし、Ｔ［Ｋ］ ：吸気温度、
Ｔ０［Ｋ］：標準状態の吸気温度（２９８Ｋ）、
（３ａ）式、（３ｂ）式の各右辺の（Ｔ／Ｔ０）＾（１／２）は温度変化に伴う音速の変化に対しての補正である。

正規化体積効率算出手段１８では、（１）式や（３ａ）式の仮想流速ｕ’から図５（ａ）または図６（ａ）を内容とするテーブルを検索することにより、または（２）式や（３ｂ）式の仮想マッハ数 Ｍ’から図５（ｂ）または図６（ｂ）を内容とするテーブルを検索することにより正規化体積効率を算出する。

仮想流速または仮想マッハ数算出手段１７がスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを用いるときには、正規化体積効率算出手段１８が算出する正規化体積効率は、上記（補２）式で定義した値、つまり体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算した値であるので、乗算手段１９では正規化体積効率算出手段１８が算出する正規化体積効率にスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを乗算した値を体積効率ηｖとして算出する。

このようにして求めた体積効率ηｖを、エンジン制御にどのように用いるかは第１０〜第１６の実施形態により後述する。

ここで、第１実施形態の作用、効果を説明する。

第１実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、エンジン回転速度Ｎｅと、総行程容積Ｖtotalと、スロットル弁全開時体積効率ηｖwot（スロットル弁２１下流より総行程容積までの間の吸気の体積効率）と、スロットル弁開口面積Ａｔｖｏ（スロート部面積）とに基づいて、仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’を上記の（３ａ）式や（３ｂ）式により算出する。ここで、上記（３ａ）式、（３ｂ）式右辺の分子はスロットル弁２１（スロート部）下流の吸気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力を表している。

そして、これら仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’から図５（ａ）、図５（ｂ）または図６（ａ）、図６（ｂ）を内容とするテーブルを検索することにより正規化体積効率を算出している。

この場合に、仮想流速ｕ’や仮想マッハ数Ｍ’と正規化体積効率の関係は、一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示すことを本発明者が実験によって確認している。一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示す、という意味は、図５（ａ）、図５（ｂ）または図６（ａ）、図６（ｂ）に示す特性をエンジン機種に関係なく共通に用いることができるという意味であり、これによって、エンジンの汎用性ある吸気モデルを新たに構築することができたのである。このため、この汎用性のある吸気モデルを用いることで、エンジン開発期間を大幅に短縮することができる。

また、スロットル弁２１が全開のときの体積効率は、スロットル弁２１下流より総行程容積までの間の体積効率と略同等であることに着目し、本実施形態では、スロットル２１弁（スロート部）下流の吸気をポンプに吸い込む効率を表す体積効率として、スロットル弁全開時体積効率ηｖwot（スロットル弁下流の空気をポンプに吸い込む効率）を採用している。このときには、正規化体積効率が、体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算した値であるので、上記のようにして求めた正規化体積効率に対して、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotを除算することによって体積効率ηｖを直ちに算出することができる。

このように本実施形態によれば、エンジンの燃焼室に導入される吸気量が吸気管内の吸気の流速の変化に依存して制御される方式のものにおいて、仮想流速または仮想マッハ数と正規化体積効率の関係を利用することで、エンジンの平衡状態における体積効率を高い精度で算出することができる。

第１実施形態では、仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’に基づいて、正規化体積効率を算出するようにしているが、図５２（ａ）、（ｂ）に示したように仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’に基づいて、スロットル弁前後吸気圧力比算出手段２３１やスロットル弁前後吸気密度比算出手段２３２がスロットル弁前後吸気圧力比（スロート部前後吸気圧力比）やスロットル弁前後吸気密度比（スロート部前後吸気密度比）を算出するようにしてもかまわない。

図８は第２実施形態で、第１実施形態の図１と置き換わるものである。図１と同一部分には同一番号をつけている。

第１実施形態では仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’から正規化体積効率を算出するものであったが、第２実施形態はこの逆に目標正規化体積効率から目標仮想流速ｔｕ’または目標仮想マッハ数ｔＭ’を算出するようにしたものである。

エンジンコントローラ１０には、エンジン目標トルク算出手段３５、目標充填効率算出手段３６、目標体積効率算出手段３７、エンジン回転速度算出手段１５、スロットル弁全開時体積効率算出手段１６、目標正規化体積効率算出手段３８、目標仮想流速または目標仮想マッハ数算出手段３９、目標スロットル弁開口面積算出手段４０、パージ弁開口面積算出手段１３、目標総開口面積算出手段４１、目標スロットル弁開度算出手段４２を備える。

まず、エンジン目標トルク算出手段３５では、アクセルセンサ３１により検出されるアクセル操作量に基づいてドライバの要求するエンジン出力トルクであるエンジン目標トルクを算出する。アクセル操作量に基づいて車両の要求する軸トルクを算出し、これに車速と変速比を考慮してエンジン目標トルクを求めるようにしてもかまわない。さらに、ハイブリッド車の場合にはモータとエンジンとで要求トルクを分配するので、分配される分をエンジン目標トルクとすればよい。また、補機類が加わるときにはそのぶんだけエンジン目標トルクを大きくする。

目標充填効率算出手段３６では、この目標トルクとエンジン回転速度Ｎｅとから図９を内容とするマップを検索することにより目標充填効率ｔηｃを算出する。

大気状態検出手段３２では、大気の状態つまり吸気温度Ｔａと大気圧力Ｐａを検出する。通常は図４３に示したように吸気通路２２に取り付けられた吸気温度センサ３３や大気開放された部分に取り付けられる大気圧センサ３４を用いる。大気圧としては簡単には標準状態であるとしてよい。この場合には体積効率＝充填効率となる。

目標体積効率算出手段３７では、目標充填効率ｔηｃを体積効率に変換した値を目標体積効率ｔηｖとして算出する。

ここで、体積効率は上記（補１−１）式に示したように大気状態の吸気でエンジン総行程容積Ｖtotalを満たしたときの効率であるため、吸気の絶対量を表すパラメータではない。標準状態の吸気でエンジン総行程容積Ｖtotalを満たしたときの効率である充填効率から体積効率へと変換するには大気状態で補正すればよいので、次式により目標体積効率ｔηｖを算出する。

ｔηｖ＝（Ｐ０／Ｐａ）×（Ｔａ／Ｔ０）×ｔηｃ …（４）
ただし、Ｐ０：標準状態の吸気圧力（絶対圧力）、
Ｔ０：標準状態の吸気温度（絶対温度）、
Ｐａ：大気状態の吸気圧力（絶対圧力）、
Ｔａ：大気状態の吸気温度（絶対温度）、
ここで、標準状態の吸気圧力は絶対圧力で９９ｋＰａ、標準状態の吸気温度は絶対温度で２９８Ｋである。

目標正規化体積効率算出手段３８では、次式により目標正規化体積効率を演算する。

目標正規化体積効率＝ｔηｖ／ηｖwot …（５）
すなわち、目標正規化体積効率は、目標体積効率ｔηｖ（体積効率の目標値）をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算した値である。

目標仮想流速または目標仮想マッハ数算出手段３９では、目標正規化体積効率から図５（ａ）または図６（ａ）を内容とするテーブルを検索することにより仮想流速の目標値である目標仮想流速ｔｕ’を、または目標正規化体積効率から図５（ｂ）または図６（ｂ）を内容とするテーブルを検索することにより仮想マッハ数の目標値である目標仮想マッハ数ｔＭ’を算出する。

目標スロットル弁開口面積算出手段４０（目標スロート部面積算出手段）では目標仮想流速ｔｕ’と、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、エンジン回転速度Ｎｅと、総行程容積Ｖtotalとに基づいて次式により目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏ（目標スロート部面積）を、または目標仮想マッハ数ｔＭ’と、音速ｃと、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、エンジン回転速度Ｎｅと、総行程容積Ｖtotalとに基づいて次式により目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏ（目標スロート部面積）を算出する。

ｔＡｔｖｏ［ｍ²］＝（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
／ｔｕ’［ｍ／ｓ］） …（６）
ｔＡｔｖｏ［ｍ²］＝（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
／（ｔＭ’×ｃ［ｍ／ｓ］） …（７）
上記（６）式は上記（１）式を、上記（７）式は上記（２）式をそれぞれ変形して得られる式である。

目標総開口面積算出手段４１では目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏとパージ弁開口面積Ａｐとの和を目標総開口面積ｔＡとして算出する。もちろん、パージ弁が開いてないときにはパージ弁開口面積Ａｐ＝０であり、目標総開口面積ｔＡは目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏと一致する。

目標スロットル弁開度算出手段４２ではこの目標総開口面積ｔＡから図２を内容とするテーブルを検索することにより目標スロットル弁開度を算出する。

スロットル弁制御手段４３では、スロットルセンサ１により検出される実スロットル弁開度がこの目標スロットル弁開度と一致するようにスロットル弁アクチュエータを制御する。

第２実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、目標体積効率ｔηｖとスロットル弁全開時体積効率ηｖwotとから目標正規化体積効率を算出し、この目標正規化体積効率から図５（ａ）、図５（ｂ）または図６（ａ）、図６（ｂ）を内容とするテーブルを検索することにより目標仮想流速ｔｕ’や目標仮想マッハ数ｔＭ’を算出し、これら目標仮想流速ｔｕ’や目標仮想マッハ数ｔＭ’に基づいて上記の（６）式や（７）式により目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏ（目標スロート部面積）を算出している。ここで、上記（６）式、（７）式右辺の分子はスロットル弁２１（スロート部）下流の吸気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力を表している。

この場合に、目標正規化体積効率と目標仮想流速ｔｕ’や目標仮想マッハ数ｔＭ’との関係は、「目標」がついても同じである。すなわち、目標正規化体積効率と目標仮想流速ｔｕ’や目標仮想マッハ数ｔＭ’との関係は、一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示すことを本発明者が実験によって確認している。一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示す、という意味は、図５（ａ）、図５（ｂ）または図６（ａ）、図６（ｂ）に示す特性をエンジン機種に関係なく共通に用いることができるという意味であり、これによって、エンジンの汎用性ある吸気モデルを新たに構築できている。このため、この汎用性のある吸気モデルを用いることで、エンジン開発期間を大幅に短縮することができる。

また、スロットル弁２１が全開のときの体積効率は、スロットル弁２１下流より総行程容積までの間の体積効率と略同等であることに着目し、本実施形態では、スロットル２１弁（スロート部）下流の吸気をポンプに吸い込む効率を表す体積効率として、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotを採用している。このときには、目標正規化体積効率が、体積効率の目標値である目標体積効率ｔηｖをスロットル弁全開時体積効率ηｖwot（スロットル弁下流の空気をポンプに吸い込む効率）で除算した値であるので、目標体積効率ｔηｖをスロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算することによって目標正規化体積効率を直ちに算出することができる。

このように第２実施形態によっても、エンジンの燃焼室に導入される吸気量が吸気管内の吸気の流速の変化に依存して制御される方式のものにおいて、目標仮想流速ｔｕ’または目標仮想マッハ数ｔＭ’と目標正規化体積効率の関係を利用することで、目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏを高い精度で算出することができる。

第２実施形態では、目標正規化体積効率を算出し、この目標正規化体積効率に基づいて目標仮想流速ｔｕ’または目標仮想マッハ数ｔＭ’を算出しているが、図５３（ａ）、（ｂ）に示したように目標正規化体積効率に代えて、目標スロットル弁前後吸気圧力比算出手段２４１や目標スロットル弁前後吸気密度比算出手段２４２が目標スロットル弁前後吸気圧力比（目標スロート部前後吸気圧力比）や目標スロットル弁前後吸気密度比（目標スロート部前後吸気密度比）を算出し、これら目標スロットル弁前後吸気圧力比や目標スロットル弁前後吸気密度比に基づいて目標仮想流速ｔｕ’または目標仮想マッハ数ｔＭ’を算出するようにしてもかまわない。

また、第２実施形態では、目標仮想流速ｔｕ’または目標仮想マッハ数ｔＭ’に基づいてポンプとしての吸い込み能力（Ｖtotal×体積効率×Ｎｅ／１２０）を一定としたときのスロットル弁開口面積（スロート部面積）の目標値である目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏ（目標スロート部面積）を算出する場合で説明したが、図５３（ｃ）に示したように目標仮想流速ｔｕ’または目標仮想マッハ数ｔＭ’に基づいて、目標吸い込み能力算出手段２４３がスロットル弁開口面積（スロート部面積）を一定としたときのポンプとしての吸い込み能力（Ｖtotal×体積効率×Ｎｅ／１２０）の目標値である目標吸い込み能力を算出するようにしてもかまわない。算出した目標吸い込み能力は、これを総行程容積Ｖtotalと、Ｎｅ／１２０とで除算することによって体積効率を得ることができる。

さらに、図５３（ｄ）に示したように目標吸い込み能力算出手段２４３が目標エンジン回転速度を算出する目標エンジン回転速度算出手段２４４である場合、つまり目標吸い込み能力が目標エンジン回転速度である場合に、エンジン回転速度制御手段２４５が、実回転速度Ｎｅがこの目標エンジン回転速度と一致するようにエンジン回転速度を制御するようにしてもかまわない。

図１０は第３実施形態で、第１実施形態の図１中のスロットル弁全開時体積効率算出手段１６と置き換わるものである。図１と同一部分には同一番号をつけている。

第３実施形態は、吸気弁カム位相（吸気弁の開閉時期）を可変に制御し得る可変バルブタイミング機構（ＶＴＣ機構）５０を備えるものを前提としている。ＶＴＣ機構５０を備えるエンジンでは、吸気弁カム位相が変化し、その影響を受けてスロットル弁全開時体積効率ηｖwotが変化する。そこで、実際の吸気カム位相に基づいて第１正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この第１正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いる。

具体的に説明すると、スロットル弁全開時体積効率算出手段１６は、吸気カム位相検出手段５２、最適吸気カム位相算出手段５３、吸気カム位相オフセット角算出手段５４、正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段５５、吸気系平均温度検出手段５６、吸気脈動補正係数算出手段５７、第１正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段５８を備える。

まず、吸気カム位相検出手段５２では、ポジションセンサ２からのポジション信号と、フェーズセンサ３からのフェーズ信号に基づいて実吸気カム位相を検出する。実吸気弁カム位相としては例えば吸気弁閉時期や吸気弁開時期を用いればよい。

最適吸気カム位相算出手段５３では、エンジン回転速度Ｎｅから図１１を内容とするテーブルを検索することにより最適吸気カム位相（吸気量が最大となるときの吸気カム位相）を算出する。最適吸気カム位相はエンジン回転速度Ｎｅによって大きく変わることが知られている。そこで、図１１に示したようにエンジン回転速度Ｎｅ毎に最適吸気カム位相を予め記憶して設定しておくことでこれを求めることができる。

吸気カム位相オフセット角算出手段５４では、実吸気カム位相と最適吸気カム位相の差分を吸気カム位相オフセット角として算出する。例えば、図１２において×印が実吸気カム位相だとすると吸気カム位相オフセット角は図示された値となる。実吸気カム位相は最適吸気カム位相より進角側、遅角側のいずれの側にもくるので、最適吸気カム位相を基点としてオフセット角を求めればよい。

正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段５５では、吸気カム位相オフセット角から図１３を内容とするテーブルを検索することにより正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。

吸気カム位相を変化させたときの吸気量の変化を正規化すると、吸気カムオフセット角に対して図１３のように上に凸の略２次の曲線を描く。図１３に示すこの特性をテーブルにしてエンジンコントローラ１０に備えるメモリに記憶させておくことにより吸気カム位相の相違による吸気量の変化を補正する。

図１３において一般的には左右不対称な特性となるエンジンもあるが、図１３に示したように大略線対称とすればよい。また、左右のうちの片方だけの特性をテーブルにしてエンジンコントローラ１０に備えるメモリに記憶させておいてもよく、この場合にはメモリの節約になる。

ここで、スロットル弁全開時体積効率に用いる「正規化」とは、最適吸気カム位相にあるときを１．０として、これより吸気カム位相がずれたときを１．０未満の値とすることを意味する。言い換えると、スロットル弁全開時体積効率について用いる「正規化」とは、基準とする状態のときスロットル弁全開時体積効率が１．０となるように定めている。第３実施形態においては、最適カム位相のときが基準とする状態のときである。これに対して、第１実施形態で導入しているスロットル弁全開時体積効率については図４に示したように基準とする状態を定めていないので、１．０を採り得ないことがある。

ＶＴＣ機構５０とエンジン仕様がそれほど変わらなければエンジン機種に関係なく図１３に示す特性を共通で使用できる。

吸気系平均温度検出手段５６では吸気系平均温度Ｔａｖｅを検出する。吸気系平均温度Ｔａｖｅは吸気温度を基準にしてエンジン壁（吸気ポート、燃焼室）の温度によって変化する。その関係は図１４のように吸気温度Ｔａとエンジン壁代表温度との差ΔＴが大きいほど吸気との熱の授受が多くなり吸気温度Ｔａからの差が大きくなる。そこで、水温センサ５１により検出される冷却水温Ｔｗ（エンジン壁代表温度）から吸気温度センサ３３により検出される吸気温度Ｔａを差し引いて温度差ΔＴ（＝Ｔｗ−Ｔａ）を求め、この温度差ΔＴより図１４を内容とするテーブルを検索することにより吸気温度変化分ΔＴａを求め、求めた吸気温度変化分ΔＴａを吸気温度Ｔａに加算した値を吸気系平均温度Ｔａｖｅとして算出する。例えば冷却水温Ｔｗがエンジンの暖機完了によって吸気温度Ｔａより高くなると、図１４において吸気温度変化分ΔＴａがプラスとなり、吸気温度Ｔａにこのプラス分ΔＴａを加算した値が吸気系平均温度Ｔａｖｅとなる。

吸気脈動補正係数算出手段５７では、エンジン回転速度Ｎｅ、吸気系平均温度Ｔａｖｅ、第１実施形態で算出されている仮想流速ｕ’（または第１２実施形態で算出されている流速）に基づいて正規化スロットル弁全開時体積効率の吸気脈動補正係数を算出する。

吸気脈動下では図１５のように吸気カムオフセット角と正規化スロットル弁全開時体積効率の略２次の関係が大きく変化して、吸気カムオフセット角によらず正規化スロットル弁全開時体積効率がほぼ一定の値を採る（実線参照）。これに対して一点鎖線の特性は吸気脈動がないときの特性である。そこで、吸気脈動の共鳴周波数ｆ０付近では正規化スロットル弁全開時体積効率を第１正規化スロットル弁全開時体積効率に反映させる程度を低くするため吸気脈動補正係数を導入する。この吸気脈動補正係数を導入する範囲は、図１６、図１７に示したように共鳴周波数ｆ０を略中心にした所定周波数ｆ１〜ｆ２の間である。

上記の共鳴周波数ｆ０は次式（ヘルムホルツ共鳴の式）により簡易的に求めることができる。

ｆ０［Ｈｚ］＝（ｃ［ｍ／ｓ］／２π）
×｛（吸気管断面積［ｍ²］／吸気系容積［ｍ²］）
×吸気系長さ［ｍ］｝＾（１／２） …（８）
（８）式の音速ｃは標準状態の音速ｃ０と、吸気系平均温度Ｔａｖｅと、標準状態の吸気温度Ｔ０とから次式により算出する。

ｃ［ｍ／ｓ］＝ｃ０×（Ｔａｖｅ［Ｋ］／Ｔ０［Ｋ］）＾（１／２） …（９）
ただし、ｃ０［ｍ／ｓ］：３３２ｍ／ｓ
Ｔ０［Ｋ］ ：２９８Ｋ
また、同じ系の高次の共鳴や他の構造による共鳴系がある場合は、複数の共鳴周波数を設定すればよい。

まとめると、吸気系平均温度Ｔａｖｅから（９）式により音速ｃを算出し、この音速ｃから（８）式により共鳴周波数ｆ０を算出し、この共鳴周波数ｆ０に対して所定の幅を設けて第１周波数ｆ１［Ｈｚ］と第２周波数ｆ２［Ｈｚ］を設定する。ここで、周波数ｆとエンジン回転速度Ｎｅとの間にはｆ［Ｈｚ］＝（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０）×気筒数の関係があるので、ｆ１、ｆ２を次式により回転速度Ｎｅと同じ単位［ｒｐｍ］に変換する。

ｆ１Ｎ［ｒｐｍ］＝ｆ１×（１２０／気筒数）
ｆ２Ｎ［ｒｐｍ］＝ｆ２×（１２０／気筒数）
そして、ｆ１Ｎ＜Ｎｅ＜ｆ２Ｎでありかつ約９０ｍ／ｓ（マッハ数で０．２〜０．３）≧仮想流速（または流速）であるとき吸気脈動補正係数＝０、それ以外にあるとき吸気脈動補正係数＝１とする。このため、吸気脈動補正係数の特性は図１８のようになる。

ここで、約９０ｍ／ｓ≧仮想流速（または流速）であるときを条件とするのは、吸気脈動が生じる領域に限定するためである。逆に言うと、約９０ｍ／ｓ＜仮想流速（または流速）であるときには吸気脈動が消えて共鳴が起こらないので、ｆ１Ｎ＜Ｎｅ＜ｆ２Ｎであっても補正する必要はない（吸気脈動補正係数＝１）。

第１正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段５８では、正規化スロットル弁全開時体積効率と、吸気脈動補正係数とを用いて、次式により第１正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。

第１正規化スロットル弁全開時体積効率
＝１−（１−正規化スロットル弁全開時体積効率）×吸気脈動補正係数
…（１０）
（１０）式を具体的に計算してみると、吸気脈動の生じる領域では吸気脈動補正係数＝０であるから、第１正規化スロットル弁全開時体積効率＝１となる。なお、吸気脈動の生じない領域では第１正規化スロットル弁全開時体積効率＝正規化スロットル弁全開時体積効率である。

このようにして算出した第１正規化スロットル弁全開時体積効率は、第１実施形態のスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いる。

なお、正規化スロットル弁全開時体積効率の前に「第１」をつけたのは後述する実施形態でも正規化スロットル弁全開時体積効率を算出するので、それらと区別するためである。

このように第３実施形態によれば、実際の吸気カム位相を検出し、エンジン回転速度Ｎｅに応じて最適吸気カム位相を算出し、実吸気カム位相と最適吸気カム位相から吸気カム位相オフセット角を算出し、この吸気カム位相オフセット角に基づいて正規化スロットル全開時体積効率を算出し、エンジン回転速度Ｎｅと、吸気系平均温度Ｔａｖｅと、仮想流速または流速とに基づいて吸気脈動補正係数を算出し、この吸気脈動補正係数を前記正規化スロットル弁全開時体積効率に乗算した値を第１正規化スロットル弁全開時体積効率として算出し、この第１正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるので、吸気カム位相の相違や吸気脈動の有無によるスロットル弁全開時体積効率の変化を補正して正規化スロットル弁全開時体積効率を精度よく求めることができる。

第３実施形態では、実際の吸気カム位相を検出し、この実際の吸気カム位相に基づいて正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この正規化スロットル弁全開時体積効率を前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いる場合で説明したが、これに限られるものでない。例えば、目標吸気カム位相を算出し、実際の吸気カム位相がこの目標吸気カム位相と一致するように制御する吸気カム位相制御手段とを備えるエンジンでは、目標吸気カム位相に基づいて正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この正規化スロットル弁全開時体積効率を前記スロットル弁全開時体積効率に代えて用いればよい。

図１９は第４実施形態、図２０は第５実施形態、図２２は第６実施形態、図２４は第７実施形態、図２６は第８実施形態、図２９は第９実施形態で、第１実施形態の図１中のスロットル弁全開時体積効率算出手段１６とそれぞれ置き換わるものである。

ここで、スロットル弁全開時体積効率について用いる「正規化」はこれら第４実施形態〜第９実施形態でも用いている。すなわち、図１９に示す第４実施形態では目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒがゼロのとき、図２０に示す第５実施形態では冷却水温Ｔｗと吸気温度Ｔａの温度差ΔＴがゼロのとき、図２２に示す第６実施形態では冷却水温Ｔｗが基準温度である８０℃のとき、図２４に示す第７実施形態では目標当量比ＴＦＢＹＡが１．０のとき（目標空燃比が理論空燃比のとき）、図２６に示す第８実施形態では吸気制御弁が閉状態のとき、図２９に示す第９実施形態ではターボ過給機１１１が働いていないときがそれぞれ基準となる状態のときであり、このとき第４実施形態の第２正規化スロットル弁全開時体積効率、第５実施形態の第３正規化スロットル弁全開時体積効率、第６実施形態の第４正規化スロットル弁全開時体積効率、第７実施形態の第５正規化スロットル弁全開時体積効率、第８実施形態の第６正規化スロットル弁全開時体積効率、第９実施形態の第７正規化スロットル弁全開時体積効率がそれぞれ１．０となる、
図１９に示す第４実施形態は、ＥＧＲ装置を備えるものを前提としている。ＥＧＲ装置は、吸気通路２２と排気通路２３を連通するＥＧＲ通路２４、ＥＧＲ通路２４の開口面積を可変に調整し得るＥＧＲ弁２５、ＥＧＲ弁２５を駆動するアクチュエータ２６からなっている。このようなＥＧＲ装置を備えるエンジンでは、吸気通路２２にＥＧＲガスが導入されるときにはその影響を受けてスロットル弁全開時体積効率が変化する。そこで、目標ＥＧＲ率に基づいて正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。具体的には目標ＥＧＲ率がゼロのときを基準の状態とする正規化スロットル弁全開時体積効率を導入する。すなわち、ＥＧＲが働くときには目標ＥＧＲ率に応じたＥＧＲガスの導入分だけスロットル弁全開時体積効率が低下するとみなすことで正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。

図１９において、スロットル弁全開時体積効率算出手段１６は、目標ＥＧＲ率算出手段６１、第２正規化スロットル全開時体積効率算出手段６２を備える。

目標ＥＧＲ率算出手段６１では、運転条件（エンジンの負荷と回転速度Ｎｅ）に応じて目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを算出する。目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに代えてＥＧＲ弁２５の開度から推定した実ＥＧＲ率でもよい。

第２正規化スロットル全開時体積効率算出手段６２では、１−Ｍｅｇｒの値を第２正規化スロットル全開時体積効率として算出する。すなわち、第２正規化スロットル弁全開時体積効率は目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒがゼロのとき１．０であり、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒが大きくなるほど１．０より小さくなる値である。

このようにして算出した第２正規化スロットル弁全開時体積効率は、第１実施形態のスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いる。

第４実施形態によれば、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを算出し、この目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに基づいて第２正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この第２正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるので、ＥＧＲガスの導入によるスロットル弁全開時体積効率の変化を補正して正規化スロットル弁全開時体積効率を精度よく求めることができる。

第４実施形態では 外部ＥＧＲ装置としてのＥＧＲ弁２５について説明したが、ＥＧＲの方法はこれに限定されるものでなく、他に内部ＥＧＲ装置を備えるエンジンがある。例えば排気弁に対してＶＴＣ機構を設けたものでは、排気カム位相（排気弁の開閉時期など）を変更することで燃焼室内に残留する既燃ガスの量、つまりＥＧＲ率を可変に制御できるため、排気弁に対するＶＴＣ機構が内部ＥＧＲ装置として機能する。こうした内部ＥＧＲ装置を備えるエンジンの場合にも第４実施形態を適用できる。すなわち、内部ＥＧＲ装置を備えるエンジンの場合には、上記の目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに代えて、内部ＥＧＲ率の目標値や実際値を用いればよい。

図２０に示す第５実施形態において、スロットル弁全開時体積効率算出手段１６としての第３正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段７１では、水温センサ５１からの冷却水温Ｔｗより吸気温度センサ３３からの吸気温度Ｔａを差し引いた値を温度差ΔＴ（＝Ｔｗ−Ｔａ）として求め、この温度差ΔＴから図２１を内容とするテーブルを検索することにより第３正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。図２１のように第３正規化スロットル弁全開時体積効率は、温度差ΔＴがゼロのとき１．０となり、温度差ΔＴが正の値で大きくなるほど１．０より小さくなる値である。例えば、温度差ΔＴがプラスつまり冷却水温Ｔｗが吸気温度Ｔａより高いときには吸気は冷却水から熱を受けて上昇し、このときスロットル弁全開時体積効率が低下することを図２１の特性図が表している。温度差ΔＴがマイナスの例としては、例えば車両を暖かいガレージの中においていて冷たい外気に出した直後がある。冷却水温Ｔｗはエンジン壁代表温度であり、これに代えてエンジン油温でもよい。図２１に示した特性はエンジンの機種毎に適合する必要がある。

吸気温度Ｔａより冷却水温Ｔｗ（エンジン壁代表温度）が高いときには吸気密度が低下しその吸気密度の低下による圧力損失でスロットル弁全開時体積効率が低下するのであるが、第５実施形態によれば、冷却水温Ｔｗ（エンジン壁代表温度）と吸気温度Ｔａを検出し、冷却水温Ｔｗより吸気温度Ｔａを差し引いた値である温度差ΔＴに基づいて第３正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この第３正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるので、吸気温度Ｔａより冷却水温Ｔｗが高いときにおいても、スロットル弁全開時体積効率の変化を補正して正規化スロットル弁全開時体積効率を精度よく求めることができる。

図２２に示す第６実施形態において、スロットル弁全開時体積効率算出手段１６としての第４正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段８１では、水温センサ５１からの冷却水温Ｔｗより図２３を内容とするテーブルを検索することにより第４正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。図２３のように第４正規化スロットル弁全開時体積効率は、冷却水温Ｔｗが８０℃のとき１．０となり、冷却水温Ｔｗがこの８０℃より大きくなるほど１．０より小さくなる値である。図２３において８０℃は暖機完了温度（基準温度）である。８０℃以上では吸気が冷却水から熱を受けて上昇し、このときスロットル弁全開時体積効率が低下することを図２３の特性図が表している。なお、８０℃はあくまで一例であり、図２３に示した特性はエンジンの機種毎に適合する必要がある。

第６実施形態によれば、冷却水温Ｔｗ（エンジン壁代表温度）に基づいて第４正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この第４正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるので、第５実施形態と同様の作用効果が得られる。第６実施形態は第５実施形態の簡易版という位置づけであり、第６実施系形態のように冷却水温Ｔｗだけに依存させて正規化スロットル弁全開時体積効率を算出させてもある程度の精度を得ることができる。

図２４に示す第７実施形態において、スロットル弁全開時体積効率算出手段１６としての第５正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段９１では、目標当量比ＴＦＢＹＡ（目標空燃比）から図２５を内容とするテーブルを検索することにより第５正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。図２５のように第５正規化スロットル弁全開時体積効率は、目標当量比ＴＦＢＹＡが１．０のとき１．０であり、目標当量比ＴＦＢＹＡが１．０を超える領域（リッチ領域）では目標当量比ＴＦＢＹＡが大きくなるほど１．０を超えて大きくなり、この反対に目標当量比ＴＦＢＹＡが１．０未満の領域（リーン領域）では目標当量比ＴＦＢＹＡが小さくなるほど１．０より小さくなる値である。

図２５においてリッチ領域で正規化スロットル弁全開時体積効率が１．０を超える値となるのは、リッチ領域のように理論空燃比の混合気の燃料より多いと燃料噴射弁２９（図４３参照）より噴射された燃料噴霧の気化に伴う冷却効果が高まりスロットル弁全開時体積効率が大きくなるためである。図２５に示す特性は、燃料の種類、燃料噴射弁２９や吸気ポート形状の仕様に大差なければエンジン仕様に関係なく共通で用いることができる。

上記の目標当量比ＴＦＢＹＡは第１３実施形態で後述するように燃料噴射パルス幅Ｔｉの演算時に算出される値である。

燃料は気化する際に気化熱を奪って吸気弁や吸気そのものを冷却する。すなわち、燃料が多いほど冷却効果が高まりスロットル弁全開時体積効率が向上するのであるが、第７実施形態によれば、燃料の多さを表す目標当量比ＴＦＢＹＡに基づいて第５正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この第５正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるので、理論空燃比の混合気の燃料よりも多い燃料のときにも、スロットル弁全開時体積効率の変化を補正して正規化スロットル弁全開時体積効率を精度よく求めることができる。

第７実施形態では、目標当量比ＴＦＢＹＡ（目標空燃比）で説明したが、この目標当量比ＴＦＢＹＡに代えて実当量比（実空燃比）でもかまわない。ここでいう実当量比とは次の値である。燃費向上のため所定の運転域において理論空燃比（このとき目標当量比は１．０）よりリーン空燃比（このとき目標当量比は１．０より小さな値）へと切換えて運転しているエンジンがある。理論空燃比よりリーン空燃比の切換時やこの逆への切換時に空燃比をステップ的に切換えたのでは運転ショックが生じることがあるので、ランプ処理などを行って緩やかに空燃比を切換えている。この場合に、目標当量比に対してランプ処理の施された値が実当量比である。

図２６に示す第８実施形態において、吸気制御弁（可変吸気装置）への開閉指令値を受ける第６正規化スロットル弁全開時体積効率算出手段９１では、吸気制御弁への開指令値のときにエンジン回転速度Ｎｅから図２８を内容とするテーブルを検索することにより第６正規化スロットル弁全開時体積効率を算出する。図２８のように第６正規化スロットル弁全開時体積効率は、吸気制御弁が閉状態（基準の状態）にあるとき１．０であり、吸気制御弁が開状態にあるときエンジン回転速度Ｎｅに応じ１．０より大きくなったり１．０より小さくなったりする値である。

上記の吸気制御弁は、吸気管集合部より吸気ポートまでの吸気管長を可変に制御し得る可変吸気装置として機能する。６気筒エンジンに対する吸気制御弁１０２の例を図２７に示すと、吸気制御弁１０２が閉じている状態では吸気管集合部１０３より吸気ポート１０４までの吸気管長が長くなって中低速トルクが豊かになり、これに対して吸気制御弁１０２を開くと吸気管長が短くなって高速トルクが豊かな特性になる。

可変吸気装置には吸気ポート長自体を伸縮したりするものなど様々なタイプがあるので、図２８に示した特性はエンジンに備わる可変吸気装置に合わせてエンジン機種毎に適合する。

多気筒エンジンにおいては吸気制御弁によって吸気管集合部より吸気ポートまでの吸気管長を変えて体積効率の向上をはかることがあるのであるが、第８実施形態によれば、この吸気制御弁への開閉指令値に基づいて、第６正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この第６正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるので、吸気管集合部より吸気ポートまでの吸気管長を可変に制御する場合でも、スロットル弁全開時体積効率の変化を補正して正規化スロットル弁全開時体積効率を精度よく求めることができる。

図２９に示す第９実施形態は、ターボ過給機１１１を備えるエンジンを前提としている。ターボ過給機１１１を備えるエンジンでは、ターボ過給機１１１が働くときスロットル弁全開時体積効率が大きくなる。そこで、実際の過給圧に基づいて正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いる。具体的には、過給圧検出手段としての過給圧センサ１１２はコレクタ２７周辺に設置され、スロットル弁２１の上流圧力（つまり過給圧）を検出する。過給圧センサ１１２の信号をそのまま使うと圧力脈動の影響を受けてしまうので、過給圧センサ１１２の信号に対してなまし処理を付加する。過給機はターボ過給機１１１に限らず、機械式の過給機でもかまわない。

過給圧センサ１１２により検出される過給圧と大気圧センサ３４により検出される大気圧Ｐａとが入力される第７正規化スロットル全開時体積効率算出手段１１３では、過給圧を大気圧Ｐａで除した値（過給圧／Ｐａ）を第７正規化スロットル弁全開時体積効率として算出する。第７正規化スロットル弁全開時体積効率はターボ過給機１１１が作動していない状態（過給圧が大気圧に等しい）で１．０となり、ターボ過給機１１１が作動して過給圧が大気圧Ｐａより高くなるほど１．０より大きくなる値である。

大気圧センサ３４を設けているのは標準状態の大気圧より外れた場合を考慮するためであるので、標準状態でかまわないのなら、大気圧を標準状態の大気圧としてよい（このときは大気圧センサ３４は不要）。

第９実施形態によれば、ターボ過給機１１１を備え、実際の過給圧を検出し、この過給圧と大気圧の比を第７正規化スロットル弁全開時体積効率として算出し、この第６正規化スロットル弁全開時体積効率をスロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるので、過給による圧力上昇よってスロットル弁全開時体積効率が大幅に上昇する場合おいても、スロットル弁全開時体積効率の変化を補正して正規化スロットル弁全開時体積効率を精度よく求めることができる。

大気圧として標準状態の値を用いるときには、高価な大気圧センサを使わなくとも略同等の効果を発揮することができる。

第９実施形態では、実際の過給圧に基づいて正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この正規化スロットル弁全開時体積効率を前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いる場合で説明したが、目標過給圧を算出し、実際の過給圧がこの目標過給圧と一致するように過給圧を制御する過給圧制御手段とを備えるエンジンでは、目標過給圧に基づいて正規化スロットル弁全開時体積効率を算出し、この正規化スロットル弁全開時体積効率を前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotに代えて用いるようにしてもかまわない。

図３０は第１０実施形態、図３６は第１１実施形態、図４１は第１２実施形態、図４３は第１３実施形態、図４４は第１４実施形態、図４６は第１５実施形態で、これら６つの実施形態は、図１に示す第１実施形態の体積効率算出手段１１により算出されている体積効率ηｖを、エンジン部品（ＥＧＲ弁２５やエアフローメータ１４１）の診断やエンジン制御（燃料噴射量の制御など）に用いるものである。

まず、図３０に示す第１０実施形態は、ＥＧＲ弁２５（ＥＧＲ装置）を備えているエンジンを前提として、第１実施形態の体積効率算出手段１１により算出されている体積効率ηｖに基づいてＥＧＲ弁２５に閉故障があるか否かを診断するものである。第１実施形態の図１、第４実施形態の図１９と同一部分には同一番号を付している。

詳述すると図３０においてエンジンコントローラ１０には体積効率算出手段１１、目標ＥＧＲ率算出手段６１のほか、充填効率推定値算出手段１３２、充填効率検出手段１３３、ＥＧＲ弁閉故障判定手段１３４を備える。

充填効率推定値算出手段１３２では第１実施形態の体積効率算出手段１１により算出されている体積効率ηｖ、吸気温度センサ３３により検出される吸気温度Ｔａ、大気圧センサ３４により検出される大気圧Ｐａに基づいて次式により充填効率推定値ηｃestを算出する。

ηｃest＝（Ｐａ／Ｐ０）×（Ｔ０／Ｔａ）×ηｖ …（１１）
ただし、Ｐ０［ｋＰａ］：標準状態の吸気圧力（９９ｋＰａ）、
Ｔ０［Ｋ］ ：標準状態の吸気温度（２９８Ｋ）、
（１１）式は、第２実施形態のところで前述した上記（４）式を、充填効率について解いた式と同様の式である。

充填効率検出手段１３３では実際の充填効率を検出する。これについては、コレクタ応答モデルを用いて１吸気当たりのシリンダ空気質量を演算するようにした技術が特開２０００−１６１１１３号公報に記載されているので、この１吸気当たりのシリンダ空気質量を用いて充填効率を検出する。

図３１は充填効率検出手段１３３のブロック図である。図３１において、充填効率検出手段１３３は、電圧→流量演算手段１５１、エアフローメータ誤差補正手段１５２、吸気脈動なまし処理手段１５３、圧力変化量演算手段１５４、１吸気当たりシリンダ吸気質量演算手段１５５、充填効率検出値演算手段１５６を備える。

ホットワイヤ式のエアフローメータ１４１の出力電圧を受ける電圧→流量演算手段１５１では、このエアフローメータ出力電圧から所定のテーブルを検索することにより空気流量Ｑ０（質量流量）に変換する。エアフローメータ誤差補正手段１５２ではこの空気流量Ｑ０に補正係数を乗算した値を誤差補正後の空気流量Ｑafmとして算出する。ここで、補正係数はエンジン回転速度Ｎｅと、図１により得られている仮想流速（またはスロットル弁開度）とから所定のマップを検索して求められる値である。空気流量Ｑ０の補正は吸気脈動の影響を受けて空気流量Ｑ０が大きくなり過ぎるのを補正するためのものである。

吸気脈動なまし処理手段１５３では誤差補正後の空気流量Ｑafmに対して次式によりなまし処理を実行して単位時間当たりスロットル弁通過空気流量Ｍｔを算出する。

Ｍｔ＝Ｑafm×加重平均係数＋（１−加重平均係数）×Ｍｔ（前回値）
…（１２）
ただし、Ｍｔ（前回値）：Ｍｔの前回値、
コレクタ圧力センサ１４２により検出されるコクレタ２７圧力Ｐcolを入力するコレクタ圧力変化量演算手段１５４では、コレクタ圧力変化量ΔＰ（＝Ｐcol−Ｐcol（前回値））を算出する。

１吸気当たりシリンダ吸気質量演算手段１５５では、次式により１吸気当たりシリンダ吸気質量Ｍｃを演算する。

Ｍｃ０＝Ｍｔ−ΔＰ×Ｖcol／（Ｒ・Ｔａ） …（１３）
Ｍｃ＝係数×（Ｍｃ０／Ｎｅ）／気筒数 …（１４）
ただし、Ｖcol：コレクタ容積、
Ｔａ ：吸気温度、
Ｒ ：ガス定数、
充填効率検出値演算手段１５６では次式により充填効率検出値ηｃrealを演算する。

ηｃreal＝Ｍｃ／Ｍｃbase …（１５）
ただし、Ｍｃbase：標準状態の１吸気当たりシリンダ吸気質量（一定値）、
図３０に戻り、ＥＧＲ弁閉故障判定手段１３４では次のようにしてＥＧＲ弁２５に閉故障が生じているか否かを判定する。すなわち、充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestを比較して充填効率検出値ηｃrealが異常とみなせるほど大きいときにＥＧＲ弁２５に閉故障があると診断する。具体的に説明すると、図３２は充填効率推定値ηｃest（破線参照）と、ＥＧＲ弁２５の閉故障によりＥＧＲガスが吸気通路２２に導入されなかったときの充填効率検出値ηｃreal（実線参照）とを重ねて示したもので、充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値ηｃestより大きくなる側に外れる突起が生じている。これは、ＥＧＲ弁２５を開いてＥＧＲガスを導入しようとしているのにＥＧＲ弁２５の閉故障により実際にはＥＧＲガスが入らないと、燃焼室に推定値より実際の吸気量が多く入るためであり、ＥＧＲを行う運転域でこのような充填効率検出値ηｃrealの突起が現れる。この場合、図３２に示す特性は両対数表示なので、実数表示における充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestの差は図３２においては比（ずれ率）となり、ずれ率は目標ＥＧＲ率が大きいほど大きくなる。

さて、図３３のように横軸に目標ＥＧＲ率を、縦軸にＥＧＲ弁２５の閉故障時の充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestのずれ率（＝ηｃreal／ηｃest）を採ると、両者のあいだにに比例関係（相関）が成立し、しかもずれ率と目標ＥＧＲ率とが略同等となる。このため、この相関線に近いときにはＥＧＲ弁２５に閉故障の疑いがあるといえる。しかし、実際にはずれ率や目標ＥＧＲ率にも誤差を含んでいるので、特にずれ率や目標ＥＧＲ率の数値の小さいところでは正確な診断が難しくなる。そこで、ＥＧＲ弁２５の閉故障診断の確からしさを向上するためにずれ率や目標ＥＧＲ率の誤差が小さくて確実にＥＧＲ弁２５の閉故障を診断（検出）できる条件（あるいは領域）を設定する。すなわち、図３４に示したように、ずれ率が所定の「閉故障判定ずれ率」以下の領域や目標ＥＧＲ率が所定の「更新許可ＥＧＲ率」以下の領域を、ＥＧＲ弁２５の閉故障判定領域から除き、ずれ率が「閉故障判定ずれ率」を超えかつ目標ＥＧＲ率が「更新許可ＥＧＲ率」を超えている領域のみをＥＧＲ弁２５の閉故障判定領域として設定する。

図３５に示すフローチャートはＥＧＲ弁２５に閉故障が生じているか否かを判定するためのもので、ＥＧＲ弁閉故障判定手段１３４で行われる操作を示している。図３５のフローは一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。

図３５においてステップ１６１では充填効率推定値算出手段１３２により算出される充填効率推定値ηｃest、充填効率検出手段１３３により検出される充填効率検出値ηｃreal、エンジン回転速度Ｎｅ、冷却水温Ｔｗ、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒ、図１の仮想流速または仮想マッハ数算出手段１７により算出される仮想流速または仮想マッハ数のうち仮想流速を読み込む。

ステップ１６２ではずれ率更新条件が成立しているか否かをみる。ずれ率更新条件は次の各条件が成立しているか否かをみて全ての条件が成立している場合に、ずれ率更新条件が成立したと判断し、一つでも成立していなければ、ずれ率更新条件が成立したと判断しない。

イ）ＥＧＲ弁２５が非故障状態であること。

ロ）エンジン回転速度Ｎｅが所定回転速度（アイドル回転速度）以上であること。

ハ）充填効率検出値ηｃrealまたは充填効率推定値ηｃestの所定時間当たり変化率が所定値以下であること。

ニ）冷却水温Ｔｗが所定温度以上であること。エンジン油温をも検出しているときに は冷却水温Ｔｗかエンジン油温の少なくとも一方が所定温度以上であること。

ホ）仮想流速が略６０〜１００ｍ／ｓ以上の高流速状態であること。

ヘ）上記イ）〜ホ）の成立状態が所定時間以上継続したこと。

上記ハ）の成立を要求するのは定常においてＥＧＲ弁２５の閉故障判定を行うためである。上記ニ）の成立を要求するのはエンジンの暖機完了後にＥＧＲ弁２５の閉故障判定を行うためである。上記ホ）の成立を要求するのはこの領域でのみ図３２に示した突起が出現するためである。

ずれ率更新条件が成立していればステップ１６３に進み、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒと所定の更新許可ＥＧＲ率を比較する。更新許可ＥＧＲ率は図３４に示した閉故障判定しない領域の境界を定める目標ＥＧＲ率（適合値）のことである。目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒが更新許可ＥＧＲ率以下であるときにはそのまま今回の処理を終了する。

目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒが更新許可ＥＧＲ率を超えているときにはステップ１６４に進み充填効率検出値ηｃrealとこの充填効率推定値ηｃestとの比をずれ率として、つまり次式によりずれ率ｔｍｐを算出する。

ｔｍｐ＝ηｃreal／ηｃest …（１６）
ステップ１６５では次式によりずれ率の加重平均値ｔｍｐａｖｅを算出する。

ｔｍｐａｖｅ＝（ｔｍｐ＋１５×ｔｍｐａｖｅ（前回））／１６ …（１７）
ただし、ｔｍｐａｖｅ（前回）：ｔｍｐの前回値、
ステップ１６６ではずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔ（ゼロに初期設定）を１だけインクリメントし、ステップ１６７でそのずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔと１６を比較する。ずれ率量更新終了判定カウンタｃｎｔが１６を超えていなければそのまま今回の処理を終了する。

次回よりステップ１６４〜１６６の操作を繰り返すと、やがてずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔが１６を超えるので、このときにはステップ１６８に進み、ずれ率加重平均値ｔｍｐａｖｅと所定の閉故障判定ずれ率とを比較する。閉故障判定ずれ率は図３４に示した閉故障判定しない領域の境界を定めるずれ率（適合値）のことである。ずれ率加重平均値ｔｍｐａｖｅが閉故障判定ずれ率を超えたときにはステップ１６９に進んでＥＧＲ弁２５に閉故障が生じていると判定する。これに対して、ずれ率加重平均値ｔｍｐａｖｅが閉故障判定ずれ率以下であるときにはステップ１６８よりステップ１７１に進んでＥＧＲ弁２５に閉故障は生じてないと判定する。

ステップ１７０では次回に再びＥＧＲ弁２５の閉故障を判定するため、ずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔ＝０とする。このずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔ＝０によりステップ１６６でずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔのイクリメントが繰り返されることになり、ずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔが１６を超えるたびにステップ１６８〜１７１に進んでＥＧＲ弁２５の閉故障判定を行う。

第１０実施形態によれば、スロットル弁２１（スロート部）下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力と、スロットル弁開口面積Ａｔｖｏ（スロート部面積）とに基づいて仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を算出し、この算出した仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’に基づいて正規化体積効率を算出し、この正規化体積効率にスロットル弁２１下流の空気をポンプに吸い込む効率（ηｖwot）を乗算して体積効率ηｖを算出し、この体積効率ηｖに基づいて充填効率推定値ηｃestを算出し、実際の充填効率を検出し、この充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestの比であるずれ率ｔｍｐを算出し、このずれ率ｔｍｐに基づいてＥＧＲ弁２１（ＥＧＲ装置）に閉故障があるか否かを判定するので、エンジンの汎用性ある吸気モデルが新たに構築可能となる上に、さらにＥＧＲ通路２４に流量センサを設けてＥＧＲ領域で実際にＥＧＲガスが流れているか否か（ＥＧＲガスが流れていなればＥＧＲ弁２５に閉故障がある）を診断したり、ＥＧＲ弁２５の下流に温度センサを設けてＥＧＲ領域で実際にＥＧＲガスが流れているか否か（このＥＧＲ弁下流の温度が吸気温度にほぼ等しければＥＧＲ弁２５に閉故障がある）を診断したりすることなく、ＥＧＲ弁２５に閉故障が生じているか否かを診断（検出）することができ、これによりＥＧＲガス流量やＥＧＲガス温度などを検出するセンサを使用しなくとも済むこととなりコスト的に優れる。

図３６は第１１実施形態で、第１０実施形態の図３０と置き換わるものである。図３０と同一部分には同一番号をつけている。

第１０実施形態では図１の体積効率算出手段１１により算出されている体積効率ηｖに基づいてＥＧＲ弁２５に閉故障が生じているか否かを診断したが、第１１実施形態は図１の体積効率算出手段１１により算出されている体積効率ηｖに基づいてＥＧＲ弁２５に開故障が生じているか否かを診断するものである。

図３６においてＥＧＲ弁開故障判定手段１８１では充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestを比較して充填効率検出値ηｃrealが異常とみなせるほど小さいときにＥＧＲ弁２５に開故障が生じていると診断する。ここでのＥＧＲ弁２５の開故障判定についての考え方や構成は、第１０実施形態と同様であるので、第１０実施形態と相違する部分を主に説明する。

図３７は充填効率推定値ηｃest（破線参照）と、閉じているはずのＥＧＲ弁２５の開故障によりＥＧＲガスが吸気通路２２に導入されてしまったときの充填効率検出値ηｃreal（実線参照）とを重ねて示したもので、図３２に示した場合と相違して、充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値ηｃestより下に外れている部分が生じている。これは、ＥＧＲ弁２５を閉じてＥＧＲガスの導入を停止しようとしているのに実際にはＥＧＲ弁２５の開故障によりＥＧＲガスが吸気通路２２へと導入されると、推定値より実際の吸気量が入らなくなるためであり、ＥＧＲを行わない運転領域でこのような充填効率検出値ηｃrealの落ち込みが現れる。この場合、図３７において横軸、縦軸とも対数表示なので、実数表示における充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestの差は図３７においては比（ずれ率）となり、ずれ率は目標ＥＧＲ率が大きいほど負の値で小さくなる。

さて、図３８のように横軸に目標ＥＧＲ率を、縦軸にＥＧＲ弁２５の開故障時の充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestのずれ率（＝ηｃreal／ηｃest）を採ると、両者のあいだに比例関係（相関）が成立し、しかもずれ率の絶対値と目標ＥＧＲ率とが略同等となる。このため、この相関線に近いときはＥＧＲ弁２５に開故障の疑いがあるといえる。しかし、実際にはずれ率や目標ＥＧＲ率にも誤差を含んでいるので、正確な診断（検出）が難しくなる領域は除く必要がある。そこで、ＥＧＲ弁２５の開故障判定の確からしさを向上するためにずれ率や目標ＥＧＲ率の誤差が少なくて確実にＥＧＲ弁２５の開故障を診断（検出）できる条件（あるいは領域）を設定する。すなわち、図３９に示したように、ずれ率が所定の「開故障判定ずれ率」以上の領域や目標ＥＧＲ率が所定の「更新許可ＥＧＲ率」以下の領域はＥＧＲ弁２５の開故障判定領域から除き、ずれ率が「開故障判定ずれ率」未満でありかつ目標ＥＧＲ率が「更新許可ＥＧＲ率」を超えている領域のみをＥＧＲ弁２５開故障判定領域として設定する。

図４０のフローはＥＧＲ弁２５に開故障が生じているか否かを判定するためのもので、ＥＧＲ弁開故障判定手段１８１で行われる操作を示している。図４０のフローは一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。図３５と同一部分には同一のステップ番号をつけている。

第１０実施形態と相違する部分を主に説明すると、ステップ１７４では、ずれ率加重平均値ｔｍｐａｖｅと所定の開故障判定ずれ率とを比較する。開故障判定ずれ率は図３９に示した開故障判定しない領域の境界を定めるずれ率（適合値）のことである。ずれ率加重平均値ｔｍｐａｖｅが開故障判定ずれ率未満になったときにはステップ１７５に進んでＥＧＲ弁２５に開故障が生じていると判定する。これに対して、ずれ率加重平均値ｔｍｐａｖｅが開故障判定ずれ率以上であるときにはステップ１７４よりステップ１７６に進んでＥＧＲ弁２５に開故障は生じてないと判定する。

ステップ１７０では次回に再びＥＧＲ弁２５の開故障を判定するため、ずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔ＝０とする。このずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔ＝０によりステップ１６６でずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔのイクリメントが繰り返されることになり、ずれ率更新終了判定カウンタｃｎｔが１６を超えるたびにステップ１７４〜１７６に進んでＥＧＲ弁２５の開故障判定を行う。

第１１実施形態によれば、スロットル弁２１（スロート部）下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力と、スロットル弁開口面積Ａｔｖｏ（スロート部面積）とに基づいて仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を算出し、この算出した仮想流速ｕ’または仮想マッハ数’に基づいて正規化体積効率を算出し、この正規化体積効率にスロットル弁２１下流の空気をポンプに吸い込む効率（ηｖwot）を乗算して体積効率ηｖを算出し、この体積効率に基づいて充填効率推定値ηｃestを算出し、実際の充填効率を検出し、この充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestの比であるずれ率ｔｍｐを算出し、このずれ率に基づいてＥＧＲ弁２１（ＥＧＲ装置）に開故障があるか否かを判定するので、エンジンの汎用性ある吸気モデルが新たに構築可能となる上に、さらにＥＧＲ通路２４に流量センサを設けて非ＥＧＲ領域で実際にＥＧＲガスが流れているか否か（ＥＧＲガスが流れていればＥＧＲ弁２５に開故障がある）を診断したり、ＥＧＲ弁２５の下流に温度センサを設けて非ＥＧＲ領域で実際にＥＧＲガスが流れているか否か（このＥＧＲ弁下流の温度が吸気温度より高ければＥＧＲ弁２５に開故障がある）を診断したりすることなく、ＥＧＲ弁２５に開故障が生じているか否かを診断（検出）することができ、これによりＥＧＲガス流量やＥＧＲガス温度などを検出するセンサを使用しなくとも済むのこととなりコスト的に優れる。

第１０、第１１の実施形態では、充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestの比であるずれ率ｔｍｐに基づいてＥＧＲ弁２５に閉故障や開故障があるか否かを判定したが、充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestの差に基づいてＥＧＲ弁２５に閉故障や開故障があるか否かを判定するようにしてもかまわない。

また、第１０、第１１の実施形態では外部ＥＧＲ装置としてのＥＧＲ弁２５について説明したが、ＥＧＲの方法はこれに限定されるものでなく、第４実施形態で前述したように、内部ＥＧＲ装置を備えるエンジンがある。こうした内部ＥＧＲ装置を備えるエンジンの場合にも第１０、第１１の実施形態を適用できる。すなわち、内部ＥＧＲ装置を備えるエンジンの場合には、上記目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに代えて、内部ＥＧＲ率の目標値や実際値を用いればよい。

図４１は第１２実施形態で、第１実施形態の図１と置き換わるものである。図１と同一部分には同一番号をつけている。

第１実施形態と相違する部分を主に説明すると、体積効率算出手段１１に対して流速算出手段１８５を追加して設けている。この流速算出手段１８５では、体積効率算出手段１１により算出される体積効率ηｖと、仮想流速または仮想マッハ数算出手段１７により算出されている仮想流速ｕ’とから次式により、または体積効率算出手段１１により算出される体積効率ηｖと、仮想流速または仮想マッハ数算出手段１７により算出されている仮想マッハ数Ｍ’と、音速ｃとから次式により流速ｕを算出する。

ｕ［ｍ／ｓ］＝ｕ’［ｍ／ｓ］×ηｖ …（１８ａ）
ｕ［ｍ／ｓ］＝Ｍ’×ｃ［ｍ／ｓ］×ηｖ …（１８ｂ）
一般的にエンジンにはバタフライ型のスロットル弁が用いられるが、このスロットル弁部を流れる吸気の流速を一般的な円筒管の流体モデルや標準オリフィスのモデルを用いて算出することが周知である（特開２００２−１３００３９参照）。

しかしながら、実際にバタフライ型スロットル弁部を流れる吸気の流速を計測してみると、その計測値とこれらのモデルをそのまま適用して計算した結果とは一致しない。その理由は、スロットル弁開口面積が同じでもバタフライ型スロットル弁部を流れる吸気の物理的な振る舞いがモデルと異なるためであると思われる。計測値と、モデルをそのまま適用して計算した結果との間に特に顕著な差が現れるのはバタフライ型スロットル弁が全開に近い（スロットル弁開口面積が大きい）低レイノルズ数流れの領域である。

これをさらに詳述すると、図４２は横軸にバタフライ型スロットル弁の上流側の吸気圧力Ｐ１と下流側の吸気圧力Ｐ２の比であるスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）を、縦軸にバタフライ型スロットル弁部を流れる吸気の流速を採ったときの特性で、所定値Ａは臨界圧力に対するスロットル弁前後吸気圧力比、所定値Ｂはチョーク時の吸気流速である。この場合に、バタフライ型スロットル弁前後で吸気が等温変化するとみなしたときの理論式（等温変化モデル）によれば、細い実線で示したようにスロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）が所定値Ａに達するまでは流速は所定値Ｂに一致し、スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）が所定値Ａに達した後に流速は徐々に小さくなっている。また、バタフライ型スロットル弁前後で吸気が断熱変化するとみなしたときの理論式（断熱変化モデル）によれば破線のように、スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）が所定値Ａに達するまでは流速は所定値Ｃ（所定値Ｂより所定値だけ大きい）に一致し、スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）が所定値Ａに達した後に流速は徐々に小さくなっている。

一方、計測値（実験値）は一点鎖線で示した通りであり、スロットル弁前後吸気圧力比（Ｐ２／Ｐ１）が比較的大きな領域において等温変化するとみなしたときの理論式に一致している。

このように、第１２実施形態によれば、スロットル弁２１（スロート部）下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力と、スロットル弁開口面積Ａｔｖｏ（スロート部面積）とに基づいて仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を算出し、この算出した仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’に基づいて正規化体積効率を算出し、この正規化体積効率にスロットル弁２１下流の空気をポンプに吸い込む効率（ηｖwot）を乗算して体積効率ηｖを算出し、この体積効率ηｖに仮想流速ｕ’を乗算して、またはこの体積効率ηｖに仮想マッハ数Ｍ’と音速ｃを乗算して流速ｕを算出するので、エンジンの汎用性ある吸気モデルが新たに構築可能となる上に、さらにバタフライ型スロットル弁が全開に近い領域においてもバタフライ型スロットル弁部を流れる吸気の流速を精度良く算出することができる。

図４３は第１３実施形態のブロック図で、第１０実施形態の図３０と置き換わるものである。第１０実施形態と同一部分には同一番号をつけている。

第１０実施形態と相違する部分を主に説明すると、燃料噴射パルス幅算出手段１９１（燃料供給量算出手段）では次式のように充填効率推定値ηｃestを用いて基本噴射パルス幅Ｔｐを算出した後、シーケンシャル噴射時の燃料噴射パルス幅Ｔｉ（燃料供給量）を算出する。

Ｔｐ［ｍｓ］＝係数１×係数２×ηｃest …（１９）
Ｔｉ［ｍｓ］＝Ｔｐ×ＴＦＢＹＡ×α×２＋Ｔｓ …（２０）
ただし、係数１ ：１吸気当たりシリンダ吸気量への換算係数、
係数２ ：１吸気当たりシリンダ吸気量の燃料噴射パルス幅への換算 係数、
ＴＦＢＹＡ ：目標当量比、
α ：空燃比フィードバック補正係数、
Ｔｓ［ｍｓ］：無効噴射パルス幅、
そして、所定の噴射時期になると、気筒毎に燃料噴射弁２９（燃料供給手段）を燃料噴射パルス幅Ｔｉの期間だけ開いて燃料噴射を行う。

第１３実施形態によれば、スロットル弁２１（スロート部）下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力と、スロットル弁開口面積Ａｔｖｏ（スロート部面積）とに基づいて仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を算出し、この算出した仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’に基づいて正規化体積効率を算出し、この正規化体積効率にスロットル弁２１下流の空気をポンプに吸い込む効率（ηｖwot）を乗算して体積効率ηｖを算出し、この体積効率ηｖに基づいて充填効率推定値ηｃestを算出し、この充填効率推定値ηｃestに基づいて燃料噴射パルス幅Ｔｉ（燃料供給量）を算出するので、エンジンの汎用性ある吸気モデルが新たに構築可能となる上に、さらにＬ−ジェトロニック方式の燃料噴射装置に必要となるエアフローメータやＤ−ジェトロニック方式の燃料噴射装置に必要となる圧力センサなど高価な部品を使わなくても１吸気当たりシリンダ吸気量を推定して燃料噴射を行うことができる。

図４４は第１４実施形態で、第１０実施形態の図３０と置き換わるものである。第１０実施形態と同一部分に同一番号をつけている。

第１４実施形態は、充填効率検出値に基づいて燃料噴射パルス幅Ｔｉ（燃料供給量）を算出するものを前提とし、充填効率推定値ηｃestと、充填効率検出手段１３３により検出される充填効率検出値ηｃrealとを比較し、充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値ηｃestより異常とみなせるほど大きい側や小さい側にずれているときに充填効率検出手段としてのエアフローメータ１４１が異常な出力をしていると判断して充填効率検出値ηｃrealを所定の範囲に制限し、その所定の範囲に制限した充填効率検出値ηｃrealに基づいて燃料噴射パルス幅Ｔｉを算出し、さらに充填効率検出値ηｃrealが所定の範囲に制限されている状態が所定時間以上継続したときにはフェールセーフのため充填効率検出値ηｃrealに代えて充填効率推定値ηｃestを用いて燃料噴射パルス幅Ｔｉを算出するものである。

ここでも、第１０実施形態と相違する部分を主に説明すると、まずエアフローメータ出力異常判定手段２０１では充填効率検出値ηｃrealと、充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸ、充填効率推定値の下限値ηｃestＭＩＮとをそれぞれ比較して充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値上限値ηｃestＭＡＸを上回ったり、この逆に充填効率ηｃrealが充填効率推定値下限値ηｃestＭＩＮを下回るときにはフェールセーフ処理手段２０２が充填効率検出値ηｃrealを上限値ηｃestＭＡＸや下限値ηｃestＭＩＮに制限し、燃料噴射パルス幅算出手段２０３が、この制限された充填効率検出値ηｃrealに基づいて上記（１９）式、（２０）式により燃料噴射パルス幅Ｔｉを算出する。さらに、エアフローメータ出力異常判定手段２０１において充填効率検出値ηｃrealが上限値ηｃestＭＡＸや下限値ηｃestＭＩＮに制限されている状態が所定時間以上継続したことを判定したときにはエアフローメータ出力に異常があると判定し、フェールセーフ処理手段２０２が充填効率検出値ηｃrealを充填効率推定値ηｃestへと切換え、切換えた後には燃料噴射パルス幅算出手段２０３が充填効率検出値ηｃrealに代えて充填効率推定値ηｃestを用いて上記（１９）式、（２０）式により燃料噴射パルス幅Ｔｉを算出する。

上記の充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸ、充填効率推定値の下限値ηｃestＭＩＮは充填効率推定値ηｃestに所定の差または率を付加して算出すればよい。

ここで、エアフローメータ出力異常判定手段２０１及びフェールセーフ処理手段２０２の作用を図４５により説明すると、図４５上段に示す充填効率の波形のうち一点鎖線が充填効率推定値ηｃestの動きを示し、この充填効率推定値ηｃestを中心にして上下に所定範囲の制限幅を設けている。充填効率推定値ηｃestの上側に細実線で示す波形が充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸ、充填効率推定値ηｃestの下側に細実線で示す波形が充填効率推定値の下限値ηｃestＭＩＮである。一方、図４５上段に示す充填効率の波形のうち太い実線が、エアフローメータ出力に基づいて検出される充填効率検出値ηｃrealの動きを示している。

いま、ｔ１のタイミングで、エアフローメータ１４１出力が異常に大きくなり、このエアフローメータ出力に基づいて算出される充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸを外れて大きくなったと仮定すると、このｔ１のタイミングで充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸに制限されると共に、制限範囲張付きフラグが、図４５の下より３段目に示すように０より１へと切換えられ、かつ制限範囲張付き継続時間タイマのデクリメントが図４５の下より２段目のように開始される。

なお、エアフローメータ出力が異常となる原因に例えば短絡（ショート）がありこの短絡が生じた場合には、充填効率検出値ηｃrealは充填効率推定値の下限値ηｃestＭＩＮを下回ってゼロに向かうと考えられる。しかしながら、エアフローメータ出力が異常となる原因としては充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸに制限される場合と、充填効率推定値の下限値ηｃestＭＩＮに制限される場合とのいずれの場合も考え得るので、図４５には充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸに制限される場合をモデル的に示している。従って、充填効率検出値ηｃrealが充填効率推定値の下限値ηｃestＭＩＮに制限される場合も同様に考えればよい。

一方、エンジンコントローラ１０では異常判定制限条件が成立しているか否かを判定している。これは、次の各条件が成立しているか否かをみて全ての条件が成立している場合に、異常判定制限条件が成立したと判断して異常判定制限フラグ＝１とし、一つでも成立していなければ異常判定制限条件が成立したと判断せず異常判定制限フラグ＝０としている。

ト）大気状態検出手段（３３、３４）と体積効率算出手段１１が非故障状態であるこ と。

チ）エンジン回転速度Ｎｅが所定回転速度（アイドル回転速度）以上であること。

リ）充填効率検出値ηｃrealあるいは充填効率推定値ηｃestの所定時間当たり変化率が所定値以下であること。

ヌ）冷却水温Ｔｗが所定温度以上であること。エンジン油温をも検出しているときに は冷却水温Ｔｗかエンジン油温の少なくとも一方が所定温度以上であること。

ル）上記ト）〜ヌ）の成立状態が所定時間以上継続したこと。

ｔ２のタイミングで異常判定制限フラグ＝１となり、この状態のまま制限範囲張付き継続時間タイマがゼロになったｔ３のタイミングよりさらに所定の遅延時間後のｔ４のタイミングで異常判定フラグが、図４５の最下段のように０より１へと切換えられる（エアフローメータ出力に異常があることが判定された）。

このようにしてエアフローメータ出力に異常があることが判定されたときにはフェールセーフ処理を行う。すなわち、ｔ４のタイミングより、充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸに制限されていた充填効率検出値ηｃrealより充填効率推定値ηｃestへと切換える。ただし、ステップ的に充填効率検出値ηｃrealより充填効率推定値ηｃestへと切換えたのでは燃料噴射量が急変するので、この燃料噴射量の急変を避けるため切換時にランプ処理を行っている。

この結果、充填効率推定値の上限値ηｃestＭＡＸにあった充填効率検出値ηｃrealが、ｔ４のタイミングより充填効率推定値ηｃestへと徐々に近づいてゆき、ｔ５のタイミングで充填効率推定値ηｃestと一致している。

このようにして、エアフローメータ出力に異常があることが判定されたときにはｔ４以降において充填効率検出値ηｃrealに代えて充填効率推定値ηｃestが、燃料噴射パルス幅Ｔｉの算出のために用いられる。

第１４実施形態によれば、スロットル弁２１（スロート部）下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力と、スロットル弁開口面積Ａｔｖｏ（スロート部面積）とに基づいて仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を算出し、この算出した仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’に基づいて正規化体積効率を算出し、この正規化体積効率にスロットル弁２１下流の空気をポンプに吸い込む効率（ηｖwot）を乗算して体積効率ηｖを算出し、この体積効率ηｖに基づいて充填効率推定値ηｃestを算出し、この充填効率推定値ηｃestに基づいて燃料噴射パルス幅Ｔｉ（燃料供給量）を算出するものを前提として、充填効率推定値ηｃestに所定の差または率を付加した値を異常判定上限値ηｃestＭＡＸ、異常判定下限値ηｃestＭＩＮとして算出し、充填効率を検出し、この充填効率検出値ηｃrealが異常判定上限値ηｃestＭＡＸを超えているときにこの異常判定上限値ηｃestＭＡＸに、また充填効率検出値ηｃrealが異常判定下限値ηｃestＭＩＮを下回っているときにこの異常判定下限値ηｃestＭＩＮに制限し、充填効率検出値ηｃrealが異常判定上限値または異常判定下限値に制限されている状態が所定時間以上継続したときにエアフローメータ１４１（充填効率検出手段）の出力に異常が生じていると判定するので、エンジンの汎用性ある吸気モデルが新たに構築可能となる上に、さらにエアフローメータ１４１についての診断が可能である。

また、第１４実施形態によれば、充填効率検出値ηｃrealが異常判定上限値ηｃestＭＩＮまたは異常判定下限値ηｃestＭＩＮにこの制限されているときにはその制限されている充填効率検出値ηｃrealに基づいて、またエアフローメータ１４１の出力に異常が生じていると判定されたときには充填効率検出値ηｃrealを充填効率推定値ηｃestに切換え、その切換えた充填効率推定値ηｃestに基づいて燃料噴射パルス幅Ｔｉ（燃料供給量）を算出するので、エアフローメータ１４１の出力に異常が生じているときでも、その異常なエアフローメータ１４１の出力に基づいて異常な燃料供給が実行されることがなく、システムの信頼性を向上することができる。

図４６は第１５実施形態で、第１４実施形態の図４４と置き換わるものである。第１４実施形態と同一部分に同一番号をつけている。

第１５実施形態は、目標スロットル弁開度を算出し、この目標スロットル弁開度が得られるようにスロットル弁用アクチュエータ２１３を制御しているものを前提として、エアフローメータ１４１出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きくなる異常があることを判定したとき、目標スロットル弁開度を所定の上限値までに制限するようにしたものである。

具体的に説明すると、目標スロットル弁開度算出手段２１２では、アクセルセンサ３１により検出されるアクセル操作量とエンジン回転速度Ｎｅとに基づいて目標スロットル弁開度を算出する。この目標スロットル弁開度の算出方法は特開平１１−１８２２９８号公報に記載のものをそのまま用いればよい。

エアフローメータ出力異常判定手段２１１では、次のようにしてエアフローメータ出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きくなる異常があるか否かを判定する。

図４７は横軸にスロットル弁開度を、縦軸に吸気量を採ったものである。エアフローメータ出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きくなる異常のないときには、吸気量は実線で示したようにスロットル弁全開付近において所定値Ｄへと収束する。しかしながら、エアフローメータ出力に吸気脈動よるプラス誤差が大きくなる異常のあるときには、吸気量は破線で示したようにスロットル弁全開付近（吸気量の飽和領域）での真の吸気量（実線参照）を超えて大きくなる。この原因として吸気管の抜け・外れや破損、交換などで吸気ダクトの形状が標準形から変形した場合に吸気脈動の発生周波数が変化することがある。こうした吸気脈動の発生周波数の変化により、エアフローメータ１４１によってはスロットル弁開度の大きな領域で大きなプラス誤差を生じて燃料噴射量の算出や各種運転パラメータの操作に異常をきたすことがある。

すなわち、ここでのエアフローメータ出力の異常は吸気脈動に伴ってプラス誤差が大きくなるものであるので、エアフローメータ出力異常判定手段２１１では、図４８に示したように吸気脈動が生じる可能性のある領域、具体的には仮想流速が略６０〜１００ｍ／ｓ以下の低流速領域において、充填効率検出値ηｃrealと充填効率推定値ηｃestの差または比が所定値を超えた時間または回数を計測し、その計測値が判定値を超えたときエアフローメータ出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きくなる異常があると判定する。

ここで、異常判定領域を吸気脈動が大きくなる領域として限定しているのは、限定しないとすれば、吸気脈動は前述したとおりヘルムホルツ共鳴などの原理に基いて発生するので、吸気系に破損や形状変更が発生した場合にどこで共鳴が発生するか特定するのが難しくなるためである。

目標スロットル弁開度制限手段２１３では、エアフローメータ出力異常判定手段２１１によりエアフローメータ出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きくなる異常があると判定されたとき、目標スロットル弁開度を所定の上限値までに制限する。すなわち、エアフローメータ出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きくなる異常があるときには、図４７に示したように吸気量の飽和領域の手前に上限値Ｅを設定し、上限値Ｅを超える領域のスロットル弁開度を使用しない。この場合、スロットル弁開度を上限値Ｅに制限することによる圧力損失はスロットル弁２１の全開出力からみると数％減にしかならないので、スロットル弁開度を上限値Ｅまでに制限したとしても通常走行に差し支えない範囲で車両の走行を続けることができる。言い換えると、エアフローメータ部の吸気脈動は、スロットル弁２１を絞ってスロットル弁２１を通過する吸気の流速を圧縮性流体の特性を示す程度の領域にまで早くすれば吸気脈動の減衰が大きくなって伝わらなくなる（吸気脈動が小さくなる）ので、仮想流速が略６０〜１００ｍ／ｓ（マッハ数で０．２〜０．３）以上あるいはこの値に対応する流速以上となるように（図４８参照）、スロットル弁開度の上限値Ｅを定めてやればよい。

このようにして、エアフローメータ出力の吸気脈動によるプラス誤差が大きくなる異常時には目標スロットル弁開度の採りうる値が上限値Ｅまでの範囲に制限され、この制限された範囲内で目標スロットル弁開度が得られるようにアクチュエータ２１３がスロットル弁２１を駆動する。

第１５実施形態によれば、スロットル弁２１（スロート部）下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての吸い込み能力と、スロットル弁開口面積Ａｔｖｏ（スロート部面積）とに基づいて仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を算出し、この算出した仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’に基づいて正規化体積効率を算出し、この正規化体積効率にスロットル弁２１下流の空気をポンプに吸い込む効率（ηｖwot）を乗算して体積効率ηｖを算出し、この体積効率ηｖに基づいて充填効率推定値ηｃestを算出し、充填効率を検出し、吸気脈動が生じる可能性のある領域で充填効率検出値ηｃrealと前記充填効率推定値ηｃestの差または比が所定値を超えた時間または回数を計測し、この計測値が判定値を超えたか否かによりエアフローメータ１４１（充填効率検出手段）の出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きい異常があるか否かを判定し、吸気脈動によるプラス誤差が大きい異常があると判定されたとき吸気脈動が生じないように目標スロットル弁開度を所定値までに制限し、この所定値までに制限された目標スロットル弁開度が得られるようにスロットル弁を制御するので、エンジンの汎用性ある吸気モデルが新たに構築可能となる上に、さらにエアフローメータ１４１の出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きい異常が生じたときにも、運転性の悪化を防ぐことができる。

また、第１５実施形態によれば、制限値である上限値Ｅをスロットル弁全開付近（吸気量の飽和領域）の手前に設定するので、エアフローメータ１４１の出力に吸気脈動に伴ってプラス誤差が大きい異常が生じたときにおいてもエンジン出力の低下を小さく抑えることができ、著しい運転性の低下を防ぐことができる。

これに対して、アフローメータ出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きい異常が生じたときに、上限値を小さくして低速走行のみが可能とすることが考えられるが、このときには著しい運転性の低下が生じてしまう。

第１４、第１５の実施形態では、エアフローメータ１４１が質量流量を検出するセンサであるため、充填効率検出手段としてのエアフローメータ１４１により検出される充填効率検出値ηｃestと、充填効率推定値ηｃestとの比較により充填効率検出手段としてのエアフローメータ出力に異常があるか否か、あるいは充填効率検出手段としてのエアフローメータ出力に吸気脈動によるプラス誤差が大きい異常が生じているか否かの判定を行っているが、第１４、第１５の実施形態は質量流量を検出するセンサに限定されるものでない。例えば、体積流量センサ（例えばコクレタ圧力センサ）に対しては、実体積効率検出手段としてのこの体積流量センサにより検出される実際の体積効率ηｖrealと、体積効率推定値ηｖest（つまり第１実施形態で得られている体積効率ηｖ）との比較により、実体積効率検出手段としての体積流量センサ出力に異常があるか否かあるいは実体積効率検出手段としての体積流量センサに吸気脈動によるプラス誤差が大きい異常が生じているか否かの判定を行うことができる。

図４９は第１６実施形態で、第２実施形態の図８と置き換わるものである。第２実施形態と同一部分に同一番号をつけている。

第２実施形態と相違する部分を主に説明すると、アクセル要求開口面積算出手段２２１では、アクセルセンサ３１により検出されるアクセル操作量とエンジン回転速度Ｎｅとからスロットル弁２１のアクセル要求開口面積ＡＡＰＯを算出する。

仮想流速の逆数または仮想マッハ数の逆数算出手段２２２では、このアクセル要求開口面積ＡＡＰＯと、エンジン回転速度Ｎｅと、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalとから次式により仮想流速の逆数を、またはアクセル要求開口面積ＡＡＰＯと、エンジン回転速度Ｎｅと、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalと、音速ｃとから仮想マッハ数の逆数を次式により算出する。

仮想流速の逆数［ｓ／ｍ］＝ＡＡＰＯ［ｍ²］
／（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
…（２１）
仮想マッハの逆数［無名数］＝ｃ［ｍ／ｓ］×｛ＡＡＰＯ［ｍ²］
／（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））｝
…（２２）
（２１）式、（２２）式は、仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を算出する上記（１）式、（２）式と同様の式である。

目標基本正規化体積効率算出手段２２３では仮想流速の逆数から図５０（ａ）を内容とするテーブルを検索することにより、または仮想マッハ数の逆数から図５０（ｂ）を内容とするテーブルを検索することにより正規化体積効率を算出し、この算出した正規化体積効率を目標基本正規化体積効率とする。図５０（ａ）、図５０（ｂ）は図５（ａ）、図５（ｂ）に示した内容のうち横軸の仮想流速ｕ’または仮想マッハ数Ｍ’を仮想流速の逆数または仮想マッハ数の逆数にして採り直したものである。

目標基本体積効率算出手段２２４ではこの目標基本正規化体積効率にスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを乗算してつまり次式により目標基本体積効率ｔηｖ０を算出する。

ｔηｖ０＝目標基本正規化体積効率×ηｖwot …（２３）
目標体積効率算出手段２２５ではこの目標基本体積効率ｔηｖ０を目標当量比ＴＦＢＹＡで除算してつまり次式により目標体積効率ｔηｖを算出する。

ｔηｖ＝ｔηｖ０／ＴＦＢＹＡ …（２４）
目標正規化体積効率算出手段２２６ではこの目標体積効率ｔηｖをスロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算してつまり次式により目標正規化体積効率を算出する。

目標正規化体積効率＝ｔηｖ／ηｖwot …（２５）
目標仮想流速の逆数または目標仮想マッハ数の逆数と算出手段２２７では、目標正規化体積効率から図５０（ａ）を内容とするテーブルを検索することにより目標仮想流速の逆数を、または目標正規化体積効率から図５０（ｂ）を内容とするテーブルを検索することにより目標仮想マッハ数の逆数を算出する。

目標スロットル弁開口面積算出手段２２８では、これら目標仮想流速の逆数と、エンジン回転速度Ｎｅと、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalとから次式により目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏを、または目標仮想マッハ数の逆数と、エンジン回転速度Ｎｅと、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalと、音速ｃとから次式により目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏを算出する。

ｔＡｔｖｏ［ｍ²］＝（目標仮想流速の逆数）
×（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））
…（２６）
ｔＡｔｖｏ［ｍ²］＝｛（目標仮想マッハ数の逆数）
×（Ｖtotal［ｍ³］×ηｖwot×（Ｎｅ［ｒｐｍ］／１２０））｝ ／ｃ［ｍ／ｓ］ …（２７）
目標スロットル弁開度算出手段４２ではこの目標スロットル弁開口面積ｔＡｔｖｏから目標スロットル弁開度を算出し、スロットル弁制御手段４３ではこの目標スロットル弁開度となるようにスロットル弁開度を制御する。

第１６実施形態によれば、エンジンの運転条件に応じた目標エンジントルクと目標空燃比とが得られるように、スロットル弁により吸入吸気量を、また目標当量比に応じて燃料噴射弁により燃料供給量をそれぞれ制御するエンジンの制御装置において、アクセル操作量とエンジン回転速度Ｎｅとからアクセル要求開口面積ＡＡＰＯを算出し、エンジン回転速度Ｎｅからスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを算出し、前記アクセル要求開口面積ＡＡＰＯと、エンジン回転速度Ｎｅと、前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalとに基づいて仮想流速の逆数または仮想マッハ数の逆数を算出し、この仮想流速の逆数または仮想マッハ数の逆数から目標基本正規化体積効率を算出し、この目標基本正規化体積効率に前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotを乗算して目標基本体積効率ｔηｖ０を算出し、この目標基本体積効率ηｖを前記目標当量比で除算して目標体積効率ｔηｖを算出し、この目標体積効率ｔηｖを前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算して目標正規化体積効率を算出し、この目標正規化体積効率から目標仮想流速の逆数または目標仮想マッハ数の逆数を算出し、この目標仮想流速の逆数または目標仮想マッハ数の逆数と、エンジン回転速度Ｎｅと、前記スロットル弁全開時体積効率ηｖwotと、総行程容積Ｖtotalに基づいて目標スロットル弁開口面積を算出し、この目標スロットル弁開口面積から目標スロットル弁開度を算出し、この目標スロットル弁開度となるようにスロットル弁開度を制御するので、第２実施形態と同様の作用効果が得られる。

詳述すると、目標基本正規化体積効率と、仮想流速の逆数や仮想マッハ数の逆数との関係または目標正規化体積効率と、目標仮想流速の逆数や目標仮想マッハ数の逆数との関係は、「目標」がついても同じである。すなわち、目標基本正規化体積効率と、仮想流速の逆数や仮想マッハ数の逆数との関係または目標正規化体積効率と、目標仮想流速の逆数や目標仮想マッハ数の逆数との関係は、一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示すことを本発明者が実験によって確認している。一般的なエンジンであればどんな機種でも高い相関を示す、という意味は、図５０（ａ）、図５０（ｂ）に示す特性をエンジン機種に関係なく共通に用いることができるという意味であり、これによって、エンジンの汎用性ある吸気モデルを新たに構築できている。このため、この汎用性のある吸気モデルを用いることで、エンジン開発期間を大幅に短縮することができる。

また、本実施形態では、スロットル弁２１が全開のときの体積効率は、スロットル弁２１下流より総行程容積までの間の体積効率と略同等であることに着目し、スロットル２１弁（スロート部）下流の吸気をポンプに吸い込む効率を表す体積効率として、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotを採用している。このときには、目標基本正規化体積効率が、体積効率の目標値である目標基本体積効率ｔηｖ０をスロットル弁全開時体積効率ηｖwot（スロットル弁下流の空気をポンプに吸い込む効率）で除算した値であるので、目標基本正規化体積効率にスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを乗算することによって目標基本体積効率ｔηｖ０を直ちに算出することができる。

また、目標正規化体積効率が、体積効率の目標値である目標体積効率ｔηｖをスロットル弁全開時体積効率ηｖwot（スロットル弁下流の空気をポンプに吸い込む効率）で除算した値であるので、目標体積効率ｔηｖをスロットル弁全開時体積効率ηｖwotで除算することによって目標正規化体積効率を直ちに算出することができる。

さて、特開平１１−１８２２９８号公報には、体積流量比と、スロットル弁の単位排気量当たりかつエンジン１回転当たりの開口面積（ＡＡ／（Ｎｅ×ＶＯＬ））との関係を２度用いて目標スロットル弁開度を算出するものが開示されている。

ここで、スロットル弁の単位排気量当たりかつエンジン１回転当たりの開口面積は、スロットル弁開口面積を排気量ＶＯＬとエンジン回転速度Ｎｅで除算した値であるので、この値を上記（補５）式より作ってみると次式になる。

スロットル弁開口面積／（総行程容積×（エンジン回転速度／１２０））
＝スロットル弁全開時体積効率／仮想流速 …（補１４）
従って、当該公報でいうスロットル弁の単位排気量当たりかつエンジン１回転当たりの開口面積を、本願発明の仮想流速の逆数（ただし、スロットル弁全開時体積効率は１．０である）に、また当該公報でいう体積流量比を、本願発明の正規化体積効率に対応させることが可能である。そこで、当該公報にいうスロットル弁の単位排気量当たりかつエンジン１回転当たりの開口面積の逆数を縦軸に、体積流量比を横軸に採ったときの特性を、図５に示した特性に重ねてみると、図５１のように当該公報の技術によれば仮想流速が大きな領域でバラツキが生じている（一点鎖線参照）。すなわち、当該公報の技術はエンジン回転速度Ｎｅに関係なくスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを常に１．０としたものに相当するのであるが、実際のエンジンでは図４に示したようにスロットル弁全開時体積効率ηｖwotが１．０未満となることがあり、この場合において真の正規化体積効率からのずれが生じてしまうのである。

これに対して第１６実施形態によれば、エンジン回転速度Ｎｅに応じて変化するスロットル弁全開時体積効率ηｖwotを導入しているので、スロットル弁全開時体積効率ηｖwotが１．０未満となる領域においても、真の正規化体積効率からのずれが生じることがない。

請求項１に記載の仮想流速または仮想マッハ数を算出する仮想流速・仮想マッハ数算出手段の機能は図１の仮想流速または仮想マッハ数算出手段１７により、正規化体積効率・スロート部前後吸気圧力比・スロート部前後吸気密度比算出手段の機能は図１の正規化体積効率算出手段１８によりそれぞれ果たされている。

請求項１に記載の目標正規化体積効率・目標スロート部前後吸気圧力比・目標スロート部前後吸気密度比算出手段の機能は図８の目標正規化体積効率算出手段３８により、目標仮想流速・目標仮想マッハ数算出手段の機能は図８の目標仮想流速または目標仮想マッハ数算出手段３９により、目標吸い込み能力・目標スロート部面積算出手段の機能は図８の目標スロットル弁開口面積算出手段４０によりそれぞれ果たされている。

１ スロットルセンサ
２ ポジションセンサ
３ フェーズセンサ
１０ エンジンコントローラ
２１ スロットル弁
２２ 吸気通路
２５ ＥＧＲ弁（ＥＧＲ装置）
２９ 燃料噴射弁（燃料供給手段）
５０ ＶＴＣ機構
１４１ エアフローメータ（充填効率検出手段）

Claims (4)

1. 吸気通路にスロットル弁を設けると共に、このスロットル弁下流の空気を燃焼室へと吸い込むポンプとしての機能を有するエンジンの制御装置において、
   正規化体積効率の目標値を目標正規化体積効率として、前記スロットル弁前後吸気圧力比の目標値を目標スロットル弁前後吸気圧力比として、前記スロットル弁前後吸気密度比の目標値を目標スロットル弁前後吸気密度比としてこれら目標正規化体積効率、目標スロットル弁前後吸気圧力比、目標スロットル弁前後吸気密度比のいずれか一つを算出する目標正規化体積効率・目標スロットル弁前後吸気圧力比・目標スロットル弁前後吸気密度比算出手段と、
   これら目標正規化体積効率、目標スロットル弁前後吸気圧力比、目標スロットル弁前後吸気密度比のいずれか一つに基づいて、仮想流速の目標値である目標仮想流速または仮想マッハ数の目標値である目標仮想マッハ数を算出する目標仮想流速・目標仮想マッハ数算出手段と、
   これら目標仮想流速または目標仮想マッハ数に基づいて、スロットル弁開口面積の目標値である目標スロットル弁開口面積を算出する目標スロットル弁開口面積算出手段と
   を備えることを特徴とするエンジンの制御装置。
2. 前記目標正規化体積効率は目標体積効率をスロットル弁全開時体積効率で除算した値であることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの制御装置。
3. スロットル弁全開時体積効率は、スロットル弁全開時における１サイクル当たりのシリンダ吸入新気物質量をスロットル弁全開時におけるスロットル弁下流の状態の気体で総行程容積を満たしたときの気体の物質量で除算した値であることを特徴とする請求項２に記載のエンジンの制御装置。
4. 仮想マッハ数は仮想流速を音速で除算した値であることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの制御装置。

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