JP6060812B2 - エンジン制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、エンジン制御装置に関する。

エンジンの運転制御において、将来のエンジン回転数の予測（推定）値を用いることがある（例えば、特開平８−２８３１８号公報、特開２００５−２９９４４５号公報、等参照。）。

特開平８−２８３１８号公報 特開２００５−２９９４４５号公報

本発明の目的は、将来のエンジン回転数の予測値を、より精度よく算出することにある。

本発明のエンジン制御装置（５０）は、エンジン（１０）の運転を制御するように構成されている。前記エンジンは、吸気通路（３１）と、吸気量調整機構（３４）と、を備えている。前記吸気通路は、気筒（１２）に接続されている。前記吸気量調整機構は、前記気筒内に吸入される気体の量を調整可能に設けられている。

本発明の特徴は、前記エンジン制御装置が、下記のように動作するメイン制御部（５１）を備えたことにある。すなわち、前記メイン制御部は、所定の計算モデル（この計算モデルは、クランクシャフト（１４）における回転に関する運動方程式と、前記吸気通路における気体の挙動に関する物理法則と、に基づいて構築されたものである。）を用いて、将来の所定時点における前記クランクシャフトの回転数の予測値を算出する。これにより、前記予測値が、従来よりも、よりいっそう精度よく算出される。

本発明の一実施形態に係るエンジン制御装置と、その制御対象であるエンジンと、を含む、システム全体の概略構成を示す図。 図１に示されているエンジンにおける或る１つの気筒についての図示トルクのシミュレーション結果を示すグラフ。 図１に示されているエンジンがアイドルストップにより停止する過程における、停止１ＴＤＣ前のエンジン回転数と停止クランク角との間の関係の一例を示すグラフ。 図１に示されているエンジン制御装置によって実現される制御のブロック線図。 図１に示されているＥＣＵによって実行される停止位置制御ルーチンの一例を示すフローチャート。 図５に示されている回転数予測値算出処理サブルーチンの一例を示すフローチャート。 図５に示されている目標軌道算出処理サブルーチンの一例を示すフローチャート。 図５に示されているスロットルアクチュエータ制御処理サブルーチンの一例を示すフローチャート。 図５に示されている制御例による動作の様子を示すタイムチャート。 図１に示されているＥＣＵによって実行される停止位置制御ルーチンの他の一例を示すフローチャート。 図１０に示されているオルタネータＩＳＳ制御処理サブルーチンの一例を示すフローチャート。 図１０に示されているスロットルＩＳＳ制御処理サブルーチンの一例を示すフローチャート。 図１０に示されている制御例による動作の様子を示すタイムチャート。 図１に示されているＥＣＵによって実行されるアイドル回転数制御ルーチンの一例を示すフローチャート。 図１４に示されている制御例による動作の様子を示すタイムチャート。 図５等に示されている回転数予測値算出処理サブルーチンの他の一例を示すフローチャート。

以下、本発明を具体化した一実施形態を、図面を参照しつつ説明する。なお、変形例は、当該実施形態の説明中に挿入されると首尾一貫した一実施形態の説明の理解が妨げられるので、末尾にまとめて記載されている。

＜システム全体構成＞
図１を参照すると、エンジン１０は、火花点火式の内燃機関であって、アイドルストップ機能を実現可能に構成されている。また、本実施形態においては、エンジン１０は、直列４気筒エンジンである。すなわち、エンジン１０の本体部を構成するエンジンブロック１１の内部には、４つの気筒１２が形成されている。

各気筒１２内には、ピストン１３が、往復移動可能に収容されている。なお、気筒１２の内側の空間における上死点側（図中上側）の部分によって、燃焼室が形成されている。また、エンジンブロック１１の内部には、クランクシャフト１４が回転可能に支持されている。クランクシャフト１４は、コンロッド１５及びクランクピン１６を介して、ピストン１３に連結されている。

エンジンブロック１１の内部には、ウォータージャケット１７が形成されている。ウォータージャケット１７は、冷却液（以下「クーラント」と略称する：具体的には冷却水）が通流可能な空間であって、気筒１２の側方（シリンダブロック側）及び上方（シリンダヘッド側）にて気筒１２を囲むように設けられている。

エンジンブロック１１の上部であるシリンダヘッドには、吸気ポート１８及び排気ポート１９が、気筒１２と連通可能に形成されている。また、このシリンダヘッドには、バルブ駆動機構２０が設けられている。バルブ駆動機構２０は、吸気バルブ２１及び排気バルブ２２を、所望のタイミング（可変）で開閉動作させるように構成されている。なお、周知の通り、吸気バルブ２１は、吸気ポート１８と気筒１２との連通状態を制御するように設けられている。同様に、排気バルブ２２は、排気ポート１９と気筒１２との連通状態を制御するように設けられている。

エンジンブロック１１の吸気ポート１８には、本発明の「吸気通路」を構成する吸気管３１が接続されている。吸気管３１の吸気通流方向における下流側の位置には、吸気マニホールド３２及びサージタンク３３が設けられている。吸気マニホールド３２は、吸気管３１の吸気通流方向における最下流部に設けられていて、吸気ポート１８に接続されている。すなわち、吸気管３１は、吸気ポート１８を介して気筒１２に接続されている。サージタンク３３は、吸気マニホールド３２よりも吸気通流方向における上流側に設けられている。

吸気管３１には、スロットルバルブ３４が介装されている。本実施形態において本発明の「吸気量調整機構」を構成するスロットルバルブ３４は、気筒１２内に吸入される気体（空気）の量を調整する手段であって、サージタンク３３よりも吸気通流方向における上流側に設けられている。このスロットルバルブ３４は、ＤＣモータ等のスロットルアクチュエータ３５によって開度調節されるようになっている。

また、エンジン１０には、インジェクタ３６と、点火装置３７と、が設けられている。インジェクタ３６は、気筒１２内に供給するための燃料を噴射するように構成されていて、本実施形態においては、インジェクタ３６は、吸気ポート１８内に向けて燃料を噴射するように、吸気マニホールド３２におけるエンジンブロック１１との接続部近傍に装着されている。点火装置３７は、エンジンブロック１１における上述のシリンダヘッドに装着された点火プラグ等を有している。この点火装置３７は、燃料混合気を着火するための火花放電を所定タイミングで気筒１２（燃焼室）内にて発生させるようになっている。

さらに、エンジン１０には、オルタネータ３８が装着されている。オルタネータ３８は、エンジンブロック１１の外側に設けられた動力伝達機構（ベルトやプーリー等）を介してクランクシャフト１４に連結されている。このオルタネータ３８は、クランクシャフト１４から回転駆動力を伝達されることで発電するように設けられている。

＜エンジン制御装置の概略構成＞
エンジン制御装置５０は、エンジン１０の運転を制御するように設けられている。具体的には、エンジン制御装置５０は、各種のセンサ類（主要なものは後述する）やスイッチ類等からの入力に応じて、エンジン１０の各部（バルブ駆動機構２０、スロットルアクチュエータ３５、インジェクタ３６、点火装置３７、等。）の動作を制御するように構成されている。以下、エンジン制御装置５０の構成の詳細について説明する。

エンジン制御装置５０は、ＥＣＵ５１を備えている。ＥＣＵ５１は、ＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ、及び通電時に書き換え可能な不揮発性メモリ（例えばフラッシュメモリやＥＥＰＲＯＭ（登録商標））等よりなるマイクロコンピュータと、このマイクロコンピュータとＥＣＵ５１の外部との間に設けられたインターフェースと、を備えている。

ＥＣＵ５１におけるマイクロコンピュータは、上述したエンジン１０の各部や後述するセンサ類等と、インターフェースを介して（信号授受可能に）接続されている。このマイクロコンピュータは、ＣＰＵにて、ＲＯＭに予め記憶された各種の制御プログラム（ルーチン）を、ＲＯＭや不揮発性メモリに記憶されたマップ（ルックアップテーブル）等の各種データを参照しつつ実行するようになっている。すなわち、ＥＣＵ５１は、後述するセンサ類等からの入力に応じて上述の制御プログラムをマイクロコンピュータにて実行することで、上述したエンジン１０の各部の駆動を制御するための駆動制御信号を生成するとともに、かかる駆動制御信号を（インターフェースを介して）出力するようになっている。

エンジン１０には、エアフローメータ５２と、吸気温センサ５３と、スロットル開度センサ５５と、クランク角センサ５６と、冷却水温センサ５７と、油温センサ５８と、が備えられている。

エアフローメータ５２は、吸入空気量Ｇａ（吸気管３１を通流して気筒１２内に導入される吸入空気の質量流量）に応じた出力を生じるセンサである。このエアフローメータ５２は、スロットルバルブ３４よりも吸気通流方向における上流側の位置にて吸気管３１に装着されている。吸気温センサ５３は、吸気温Ｔａ（吸気管３１内を通流する吸入空気の温度）に応じた出力を生じるセンサであって、エアフローメータ５２に内蔵されている。すなわち、本実施形態においては、エアフローメータ５２は、吸気温センサ５３を内蔵した周知の熱線式エアフローメータとして構成されている。

本発明の「吸気パラメータセンサ」としての吸気圧センサ５４は、吸気管圧力Ｐｍ（吸気管３１内の空気の圧力）に応じた出力を生じるセンサであって、サージタンク３３に装着されている。スロットル開度センサ５５は、スロットル開度ＴＨＡ（スロットルバルブ３４の開度）に応じた出力を生じるセンサであって、スロットルアクチュエータ３５に内蔵されている。

クランク角センサ５６は、クランクシャフト１４に対向するように、エンジンブロック１１に装着されている。このクランク角センサ５６は、エンジン回転数Ｎｅの取得（検出）に用いられる信号、具体的には、クランクシャフト１４が１０度回転する毎の幅狭のパルスと３６０度回転する毎の幅広のパルスとを有する信号を出力するようになっている。すなわち、クランク角センサ５６は、エンジン回転数Ｎｅに応じた出力を生じるように設けられている。

冷却水温センサ５７は、冷却水温Ｔｗ（ウォータージャケット１７内を通流するクーラントの温度）に応じた出力を生じるセンサであって、エンジンブロック１１に装着されている。油温センサ５８は、潤滑油温Ｔｏ（エンジンブロック１１の底部に設けられたオイルパン内に貯留された潤滑油の温度）に応じた出力を生じるセンサであって、エンジンブロック１１に装着されている。

また、エンジン１０には、アクセルポジションセンサ５９１と、ブレーキペダルセンサ５９２と、シフトポジションセンサ５９３と、が備えられている。アクセルポジションセンサ５９１は、アクセル操作量ＡＣＣＰ（図示しないアクセルの操作量）に応じた出力を生じるように設けられている。ブレーキペダルセンサ５９２は、図示しないブレーキペダルの踏み込み量に応じた出力を生じるように設けられている。シフトポジションセンサ５９３は、図示しないシフトレバーの操作状態（シフトポジション）に対応する出力を生じるように設けられている。

＜エンジン回転停止制御の概要＞
本発明の「メイン制御部」を構成するＥＣＵ５１は、上述のセンサ類等からの入力に応じてエンジン１０の各部を制御することで、エンジン１０にてアイドルストップ機能を実現させるようになっている。特に、ＥＣＵ５１は、エンジン１０の休止の際に、引き続き行われる再始動に適した回転角（回転位相）範囲にてクランクシャフト１４を停止させる、いわゆる「停止位置制御」を実行するようになっている。

ここで、エンジン１０の「休止」とは、アイドルストップ機能における一時的なエンジン１０の停止をいうものとする。以下、アイドルストップにおけるエンジン１０の停止過程（本発明の「エンジン停止過程」に相当する）を、単に「エンジン１０の休止過程」と称する。また、エンジン１０の「再始動」とは、エンジン休止に引き続いて行われるエンジン１０の始動をいうものとする。以下、本実施形態における、エンジン回転停止制御（停止位置制御）の概要について説明する。

本実施形態においては、ＥＣＵ５１は、エンジン１０の休止過程にて、回転数取得値に基づいて回転数目標値を算出する。ここで、「回転数取得値」とは、クランク角センサ５６の出力に基づくエンジン回転数Ｎｅの取得値をいう。また、「回転数目標値」とは、クランクシャフト１４を所定の目標回転角範囲で停止させるための将来のエンジン回転数Ｎｅの目標値をいう。

また、ＥＣＵ５１は、吸気圧取得値と、上述の回転数取得値とを、後述する「トルクモデル」に適用することにより、回転数予測値を算出する。ここで、「吸気圧取得値」とは、吸気圧センサ５４の出力に基づく吸気管圧力Ｐｍの取得値をいう（これは本発明の「吸気パラメータ取得値」に相当する）。また、「回転数予測値」とは、後述する「トルクモデル」に適用することにより算出された、将来のエンジン回転数Ｎｅの予測値をいう。

具体的には、本実施形態においては、エンジン１０は、上述のように、直列４気筒エンジンである。このため、ＥＣＵ５１は、クランクシャフト１４の回転角が気筒１２毎の吸気上死点から９０°ＣＡ後にシフトした所定の算出タイミングにて、３行程先までの回転数予測値（すなわち、当該算出タイミングの９０°ＣＡ後、１８０°ＣＡ後、及び２７０°ＣＡ後の回転数予測値）を、算出する。この算出タイミングは、クランクシャフト１４が２回転する間に、１８０°ＣＡの周期で４回到来する。

また、ＥＣＵ５１は、上述の算出タイミングにて、回転数目標値の軌道（将来の複数の時点における回転数目標値）を算出する。そして、ＥＣＵ５１は、回転数予測値を回転数目標値の軌道に適合させるように、スロットルバルブ３４の開度すなわちスロットルアクチュエータ３５の動作をフィードバック制御する。なお、アイドルストップにおける停止位置制御や、その際の回転数目標値の軌道算出の、一般的な内容については、本願の出願時点ですでに公知あるいは周知となっている（必要であれば、特開２００５−２９９４４５号公報（米国特許第７２６９４９９号明細書）、特開２０１０−４３５３２号公報（米国特許第８０００８８５号明細書）、等参照。）。

ここで、本実施形態における、上述の算出タイミングの設定理由は、以下の通りである。

ある気筒１２における、吸気行程でのスロットル開度ＴＨＡの変化は、かかる吸気行程並びにこれに引き続く圧縮及び膨張行程における図示トルクに影響を与える。すなわち、スロットル開度ＴＨＡの変化の影響は、将来の３行程分（２７０°ＣＡ分）に及ぶ。

このため、スロットル開度ＴＨＡによる停止位置制御は、吸気行程でのスロットルアクチュエータ３５への制御信号の入力によるスロットル開度ＴＨＡの変化が、その後の行程におけるエンジン回転数Ｎｅにどのような影響を与えるかを考慮したものとなるべきである。すなわち、スロットル開度ＴＨＡによる停止位置制御では、エンジン１０の休止過程における将来のエンジン回転数Ｎｅの予測を行う必要がある。

そこで、本発明の発明者は、１つの気筒１２（これを第一気筒＃１と仮定する）における、吸気行程でのスロットル開度ＴＨＡの変化による図示トルクの影響についてシミュレーションした。そのシミュレーション結果に基づく知見について、図２を参照しつつ以下に説明する。なお、図中、実線はスロットル全開の場合、破線は通常のアイドル時におけるスロットル開度（ＴＨＡ＝１．５°）の場合を示す。

図２に示されているように、第一気筒＃１の吸気行程においては、ＡＴＤＣ６０°ＣＡ近辺にて、トルクのピークが生じた。また、第一気筒＃１の圧縮行程においては、ＢＴＤＣ３０°ＣＡ近辺にて、トルクのピークが生じた。ところで、本実施形態においては、エンジン１０は直列４気筒エンジンである。よって、このとき、第三気筒＃３においては、吸気行程におけるＡＴＤＣ１５０°ＣＡ近辺となる。同様に、第一気筒＃１の膨張行程においては、ＡＴＤＣ３０°ＣＡ近辺にて、トルクのピークが生じた。このとき、第二気筒＃２においては、吸気行程におけるＡＴＤＣ３０°ＣＡ近辺となる。

このため、第一気筒＃１の吸気行程においては、スロットル開度の変動に伴って、以下のようなトルク変動の影響が生じる。まず、吸気上死点から６０°ＣＡ後近辺にて、当該気筒＃１の吸気行程に対するスロットル制御に伴うトルク変動の影響が最も大きく生じる。一方、吸気上死点から３０°ＣＡ後近辺にて、第二気筒＃２（膨張行程中）における吸気行程でのスロットル制御に伴うトルク変動の影響が最も大きく生じる。同様に、吸気上死点から１５０°ＣＡ後近辺にて、第四気筒＃４（圧縮行程中）における吸気行程でのスロットル制御に伴うトルク変動の影響が最も大きく生じる。

したがって、第一気筒＃１の吸気行程における、吸気上死点から６０°ＣＡ以前においては、第四気筒＃４（圧縮行程中）における吸気行程でのスロットル制御に伴うトルク変動の影響が現れない。また、吸気上死点から１２０°ＣＡ以後においては、第二気筒＃２（膨張行程中）における吸気行程でのスロットル制御に伴うトルク変動の影響が現れない。

一方、すべての気筒１２におけるトルク変動の影響が第一気筒＃１の吸気行程に漏れなく生じるのは、第一気筒＃１の吸気行程における、吸気上死点から６０〜１２０°ＣＡ後の範囲内である。このうち、すべての気筒１２におけるトルク変動の影響が均等に現れる、「吸気上死点から９０°ＣＡ後」が、本実施形態において、所定の算出タイミングとして選定されている。

また、回転数予測値を３行程先まで算出することについての理由は、以下の通りである。

上述のように、ある気筒１２における、吸気行程でのスロットル開度ＴＨＡの変化の影響は、将来の３行程分に及ぶ。また、本実施形態におけるエンジン１０を搭載する車両がいわゆるＡＴ車であるとすると、Ｄレンジにてアイドルストップのためにフューエルカットの実行が開始されてから実際にエンジン１０が停止するまでの所要時間は、概ね３行程程度である。

さらに、以下に詳述するように、エンジン１０の停止から３ＴＤＣ前にスロットル制御を行うことで、停止クランク角が吸気上死点近辺（具体的にはＡＴＤＣ０〜３０°ＣＡ程度）になることを確実に防止することができる。

エンジン１０の休止過程（アイドル状態からのフューエルカット）にて、エンジン回転数Ｎｅがオルタネータ３８の発電限界回転数以下に低下すると、オルタネータ３８の負荷トルクが、ほとんど発生しなくなる。このようなエンジン回転数Ｎｅの領域では、オルタネータ３８の負荷トルクの影響をほとんど受けずにエンジン回転数Ｎｅが低下してエンジン１０が停止する。このため、所定の基準タイミングを通過する際のエンジン回転数Ｎｅに応じた停止クランク角にて、エンジン１０が停止する。

図３は、エンジン１０の休止過程における、停止１ＴＤＣ前（上述の「基準タイミング」に相当する）のエンジン回転数Ｎｅと停止クランク角との間の関係の一例である。図３に示されているように、停止１ＴＤＣ前（停止直前のＴＤＣ）における実際のエンジン回転数Ｎｅと、実際の停止クランク角と、の間には、良好な相関関係がある。

図３における左下の領域においては、停止１ＴＤＣ前におけるエンジン回転数Ｎｅが低すぎるために、停止クランク角が吸気上死点近辺となってしまっている。このような状態でエンジン１０を停止させると、再始動性が悪くなる。よって、これを回避するためには、停止１ＴＤＣ前におけるエンジン回転数Ｎｅを所定程度まで上昇させる必要がある。

この点、上述の通り、ある気筒１２における、吸気行程でのスロットル開度ＴＨＡの変化の影響は、将来の３行程分に及ぶ。よって、停止１ＴＤＣ前におけるエンジン回転数Ｎｅに対して、スロットル開度ＴＨＡの変化の影響を与えるためには、エンジン１０の停止から３ＴＤＣ前にスロットル制御を行う必要がある。

本実施形態においては、いわゆる「２圧縮始動」を実現すべく、アイドルストップでのクランクシャフト１４の目標停止回転角は、吸気上死点から９０°ＣＡ後付近（許容範囲としてＡＴＤＣ７５〜１０５°ＣＡ）に設定されている。そこで、このような目標停止回転角を実現すべく、図３の相関関係に基づいて、停止１ＴＤＣ前における回転数目標値が設定される。また、現在の（すなわち所定の算出タイミングにおける）実際のエンジン回転数Ｎｅと、停止１ＴＤＣ前における回転数目標値と、の線形補間により、現在から３行程先までの回転数目標値が設定される。そして、トルクモデルによる回転数予測値の軌跡と、回転数目標値の軌跡とが、適合する（可及的に一致する）ように、スロットル制御が行われる。

＜トルクモデルの概要＞
以下、上述の「トルクモデル」について詳述する。このトルクモデルは、クランクシャフト１４の回転に関する運動方程式と、吸気管３１における気体の挙動に関する物理法則と、に基づいて構築された計算モデルである。

吸気管３１における気体の挙動に関する物理法則に基づいて構築された計算モデルは、いわゆる「エアモデル」と称される。なお、「エアモデル」の一般的な内容は、本願の出願時点においてすでに周知である（例えば特開２００６−１５２８９９号公報（米国特許第７０７９９３７号明細書／欧州特許出願公開第１６６２１２７号明細書）等参照）。本実施形態におけるエアモデルも、基本的には、かかる周知のエアモデルと同様の原理に基づいて構築されている。具体的には、本実施形態におけるエアモデルは、以下のように設定されている。

気筒１２に吸入される空気の通路における、スロットルバルブ３４から吸気バルブ２１に至る部分を、以下「気筒上流部」と称する。また、この気筒上流部における、総気体質量をＭとし、体積をＶｍとする。また、この気筒上流部における温度及び圧力を、以下「吸気管内温度Ｔｍ」及び「吸気管内圧力Ｐｍ」と称する。

気筒上流部における総気体質量Ｍの時間的変化は、当該気筒上流部に流入する気体の流量（スロットルバルブ通過流量ｍｔ：スロットルバルブ３４を通過する空気の流量）と、当該気筒上流部から流出する気体の流量（筒内吸入気体流量ｍｃ）と、の差に等しい（質量保存則）。したがって、下記の式（１）が成立する。

この式（１）と気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ：Ｒは気体定数）より、下記の式（２）が成立する。

ここで、今回の計算モデルは、アイドルストップにおけるエンジン１０の休止の際に用いられるものである。よって、かかる計算モデルにおいては、エンジン１０の運転状態は安定している（過給状態でもなく過渡状態でもない）と仮定してよい。

また、かかる計算モデルを用いた上述の算出タイミングは、各気筒１２における吸気上死点から９０°ＣＡ後である。すなわち、この算出タイミング近辺においては、算出対象の気筒１２における燃料混合気の燃焼は発生していない。さらに、上記の式（２）における時間ｄｔは極めて短時間である。

以上の仮定から、上記の式（２）において、Ｔｍは時間ｄｔ中で一定値（＝吸気温Ｔａ）と仮定してよい。このため、上記の式（２）は、下記の式（３）となる。

さらに、周知の通り、体積効率ηについて、気体の状態方程式を考慮すると、下記の式（４）が成立する（必要であれば特開２００９−７９４０号公報（米国特許出願公開第２００８／０３１４１３２号明細書）等参照）。なお、式（４）において、「Ｖｃ」は気筒１２の体積である。

したがって、上記の式（３）及び（４）から、下記の式（５）に示されるエアモデル式が得られる。

一方、クランクシャフト１４の回転に関する運動方程式は、下記の式（６）の通りとなる。式（６）において、Ｉcrはコンロッド１５の慣性モーメントであり、θは吸気上死点からの回転角（°ＣＡ）であり、ｍはクランクピン１６の質量であり、ｒはクランク半径（クランクピン１６の中心の、クランクシャフト１４の中心からの距離）である。なお、θを時間で微分したもの（θの上にドットが１つ付されたもの）は、エンジン回転数Ｎｅに相当する。また、「Ｔｅ」は図示トルクであり、「Ｔｆ」はフリクショントルクである。

式（６）における図示トルクＴｅは、下記の式（７）に示された通りとなる。なお、式（７）において、Ｐ１は吸気行程にある気筒１２の筒内圧であり、Ｐ２は圧縮行程にある気筒１２の筒内圧であり、Ｐ３は膨張行程にある気筒１２の筒内圧であり、Ｐ４は排気行程にある気筒１２の筒内圧である。また、Ａｃは気筒１２の断面積であり、Ｌはコンロッド１５の長さである。

ここで、上記のエアモデル式（５）について、上述の通り、算出タイミング及び算出周期をクランク角と同期させることで、微分方程式を差分化及び線形化すると、下記の式（８）が得られる。なお、この式（８）において、Ｇｎ（ｋ）＝ｍｔ／Ｎｅである。また、上述の差分化にあたって、ｄｔは１行程に要する時間とした。このため、ｄｔはエンジン回転数Ｎｅに反比例した値となる（すなわちｄｔ＝α／Ｎｅ：αは定数）。

同様に、上記の運動方程式（６）及び（７）について、算出タイミング及び算出周期をクランク角と同期させる（具体的にはθ＝９０°とする）ことで、微分方程式を差分化及び線形化すると、かかる運動方程式は下記の式（９）のように表現することができる。なお、式（９）において、ｋ１〜ｋ３は定数であり、Ｐairは大気圧である。また、式（９）の導出にあたって、フリクショントルクＴｆは、エンジン回転数Ｎｅに対して２次の特性を有するものであると仮定した。

式（８）及び（９）は、下記の式（１０）のように書き改めることができる（ａ，ｂ，ｃ，ｄ，ｅ，ｆは定数である）。

したがって、システムの状態方程式は、周知の通り、以下の式（１１）のように表される。なお、式（１１）において、「Ｃ」は単位行列である。

式（１１）に示されているように、今回の算出対象ベクトルｘ（ｋ）には、今回の算出タイミングにて算出すべき回転数予測値が含まれている。さらに、この算出対象ベクトルｘ（ｋ）には、現在の（すなわち今回の算出タイミングにおける）吸気圧取得値Ｐｍ（ｋ）のみならず、過去の吸気圧取得値Ｐｍ（ｋ−１）及びＰｍ（ｋ−２）が含まれている。

ここで、過去の吸気圧取得値Ｐｍ（ｋ−１）は、前回の算出タイミングにて「現在の吸気圧取得値」として適用されたものである。また、過去の吸気圧取得値Ｐｍ（ｋ−２）は、前々回の算出タイミングにて「現在の吸気圧取得値」として適用されるとともに、前回の算出タイミングにて「過去の吸気圧取得値」として適用されたものである。

このように、本実施形態のトルクモデルにおいては、今回の算出タイミングに先立つ過去の算出タイミングにて適用された過去の吸気圧取得値を少なくとも含むように、吸気圧取得値が適用される。これにより、制御遅れの補償が良好に行われる。

さらに、３行程先までの回転数予測値を算出するための状態方程式について、以下に説明する。

今回のスロットルアクチュエータ３５への制御信号の入力によるスロットル開度ＴＨＡ（ｋ）は、前回のスロットル開度ＴＨＡ（ｋ−１）＋変化量ΔＴＨＡ（ｋ）として示すことができる。よって、上記の式（１１）におけるｕ（ｋ）＝Ｇｎ（ｋ）＝ｍｔ／Ｎｅ（ｍｔはスロットルバルブ通過流量）について、ｕ（ｋ）＝ｕ（ｋ−１）＋Δｕ（ｋ）となる。

したがって、３行程先までの回転数予測値を算出するための状態方程式は、上記の式（１１）で示された状態方程式に基づけば、下記の式（１２）の通りとなる。なお、「＾（ハット）」は、「推定値」を示すものとする。

すなわち、本実施形態におけるトルクモデルによる回転数予測値算出式（トルクモデル式）は、以下の式（１３）のように示すことができる。なお、下記の式（１３）は、上記の式（１２）を単に書き改めたものである（この式（１３）における各係数は下記の式（１４）参照）。

本実施形態における制御のブロック線図を図４に示す。本実施形態における、トルクモデルを用いたコントローラは、ＥＣＵ５１にて実現されるものである。かかるコントローラにおいては、回転数予測値と回転数目標値との偏差を最小とするように、スロットル開度ＴＨＡの目標値が算出される。かかるコントローラにおけるフィードバックゲインは、下記の式（１５）のように示すことができる。なお、図４及び式（１５）におけるＨｔ（ｋ）は、「目標回転数」であり、具体的には、現在から３行程先までの回転数目標値ｈ（ｋ）、ｈ（ｋ＋１）、ｈ（ｋ＋２）をベクトル表記したものである。また、式（１５）におけるＱ及びＲは、適合パラメータである（下記の式（１６）参照）。

以下、上記のフィードバックゲインΔＵ（ｋ）の算出について説明する。エンジン１０の停止過程において、スロットルバルブ３４が開かれると、ドライバビリティが悪化する懸念がある。このため、スロットルバルブ３４をできるだけ開かずに停止位置制御を行うことが望ましい。よって、本実施形態においては、回転数予測値と回転数目標値との偏差の２乗と、スロットル開度ＴＨＡの変化量の２乗と、の和によって表される「評価関数」を、最小にするように、スロットル開度ＴＨＡの変化量が決定される。すなわち、下記の式（１６）に示される評価関数Ｖ（ｋ）を最小にするように、フィードバックゲインΔＵ（ｋ）が算出される（最適レギュレータ）。

具体的には、上記の関数Ξ（ｋ）の定義式から、式（１６）は、下記の式（１７）のように変形することができる。

評価関数Ｖ（ｋ）は、下に凸の「椀形」となる。このため、評価関数Ｖ（ｋ）を最小化する条件は、下記の式（１８）に示す通りとなる。この式（１８）から、上記の式（１５）が導出される。

＜動作例＞
以下、本実施形態の構成による動作の一例について、図５以降に示されているフローチャートを用いて説明する。なお、図示されたフローチャートにおいては、「ステップ」は「Ｓ」と略記されている。図５に示されている停止位置制御ルーチンは、上述の算出タイミングが到来した時点で起動される。

このルーチンが起動されると、まず、ステップ５１０にて、アイドルストップ信号がＯＮであるか否か（すなわち所定のアイドルストップ条件の成立によるエンジン１０の休止要求が発せられているか）が判定される。なお、「ＩＳＳ」は、アイドルストップシステム（Ｉｄｏｌ Ｓｔｏｐ Ｓｙｓｔｅｍ）の略である。

アイドルストップ信号がＯＦＦである場合（ステップ５１０＝ＮＯ）、ステップ５２０以降の処理がすべてスキップされ、本ルーチンの処理が一旦終了する。よって、以下、アイドルストップ信号がＯＮであるものとして（ステップ５１０＝ＹＥＳ）、動作説明を続行する。

ステップ５２０においては、現在（すなわち本ルーチンの起動時点）における回転数取得値Ｎｅ（ｋ）が所定値Ｎｅ０（例えば６００ｒｐｍ）未満であるか否かが判定される。回転数取得値Ｎｅ（ｋ）が所定値Ｎｅ０未満ではない場合（ステップ５２０＝ＮＯ）、現在の実際のエンジン回転数Ｎｅが、スロットル制御による停止位置制御を良好に行える程度までには低下していないこととなる。よって、この場合、ステップ５３０以降の処理がすべてスキップされ、本ルーチンの処理が一旦終了する。

回転数取得値Ｎｅ（ｋ）が所定値Ｎｅ０未満である場合（ステップ５２０＝ＹＥＳ）、処理がステップ５３０に進行する。ステップ５３０においては、前回の回転数取得値Ｎｅ（ｋ−１）から今回の回転数取得値Ｎｅ（ｋ）を減じた値が所定値ΔＮｅ０（例えば５０ｒｐｍ）よりも大きいか否かが判定される。ステップ５３０における判定が「ＹＥＳ」である場合、現在の実際のエンジン回転数Ｎｅが、スロットル制御による停止位置制御を良好に行える程度にまで低下していることとなる。よって、この場合、処理がステップ５４０以降に進行する。一方、ステップ５３０における判定が「ＮＯ」である場合、ステップ５４０以降の処理がすべてスキップされ、本ルーチンの処理が一旦終了する。

ステップ５４０においては、３行程先までの回転数予測値が、上述のトルクモデルを用いて算出される。具体的には、図６のフローチャートを参照すると、まず、ステップ６１０にて、トルクモデルに、吸気圧取得値及び回転数取得値が代入（適用）される。これにより、現在から９０°ＣＡ後（ｋ）、１８０°ＣＡ後（ｋ＋１）、及び２７０°ＣＡ後（ｋ＋２）の回転数予測値が算出される（ステップ６２０）。

ステップ５５０においては、３行程先までの回転数目標値（すなわち目標軌道）が算出される。具体的には、図７のフローチャートを参照すると、まず、ステップ７１０にて、上述の目標回転角範囲でクランクシャフト１４を停止させるための停止１ＴＤＣ前の回転数目標値が設定（算出）される。この停止１ＴＤＣ前の回転数目標値の設定は、今回の回転数取得値Ｎｅ（ｋ）と、これをパラメータとする所定のマップと、に基づいて行われる。なお、このマップは、適合試験あるいは計算機シミュレーションによって予め得られたものであって、ＥＣＵ５１における上述のＲＯＭあるいは不揮発性メモリに予め格納されている。

上述のようにして、停止１ＴＤＣ前の回転数目標値が設定されると、次に、線形補間により、現在から９０°ＣＡ後（ｋ）、１８０°ＣＡ後（ｋ＋１）、及び２７０°ＣＡ後（ｋ＋２）の回転数目標値が算出される（ステップ７２０）。

ステップ５６０においては、ステップ５４０にて得られたトルクモデルによる回転数予測値の軌跡と、ステップ５５０にて得られた回転数目標値の軌跡とが、適合する（可及的に一致する）ように、スロットルアクチュエータ３５の制御が行われる。具体的には、図８のフローチャートを参照すると、まず、ステップ８１０にて、評価関数（上記の式（１６）参照）に、回転数予測値及び回転数目標値が代入される。次に、ステップ８２０にて、評価関数を最小化するようなフィードバックゲイン（上記の式（１５）参照）が算出される。そして、算出されたフィードバックゲインに基づいて、今回のスロットル開度ＴＨＡの指令値が算出される（ステップ８３０）。

図９は、上述の動作例についての代表的なタイムチャートである。図中、現在の算出タイミングをｔ０とする。この算出タイミングｔ０にて、９０°ＣＡ後（ｔ１：ｋ）、１８０°ＣＡ後（ｔ２：ｋ＋１）、及び２７０°ＣＡ後（ｔ３：ｋ＋２）の回転数目標値が算出される。この回転数目標値の軌道は、図中、一点鎖線で示されている。

なお、上述したように、Ｄレンジにてアイドルストップのためにフューエルカットの実行が開始されてから実際にエンジン１０が停止するまでの所要時間は、概ね３行程程度である。すなわち、ステップ５２０及び５３０における判定閾値の設定により、多くの場合、時刻ｔ２又はｔ３は、停止１ＴＤＣ前近辺（具体的には停止１ＴＤＣ前＋９０°ＣＡ）となる。よって、ステップ５５０における目標軌道の算出は、実質的に、停止１〜３ＴＤＣ前近辺の回転数目標値を算出したこととなる。

また、算出タイミングｔ０にて、９０°ＣＡ後（ｔ１：ｋ）、１８０°ＣＡ後（ｔ２：ｋ＋１）、及び２７０°ＣＡ後（ｔ３：ｋ＋２）の回転数予測値が算出される。この回転数予測値の軌道は、図中、破線で示されている。本実施形態の構成においては、上述のトルクモデルを用いることで、将来（図９に示されている典型例では停止１ＴＤＣ前〜停止３ＴＤＣ前近辺）の回転数予測値が、良好な精度で算出される。

そして、図９に示されているように、本実施形態の構成においては、停止１ＴＤＣ前〜停止３ＴＤＣ前近辺の回転数目標値の軌道と、停止１ＴＤＣ前〜停止３ＴＤＣ前近辺の回転数予測値の軌道とが、可及的に一致するように、スロットル制御が行われる。これにより、実際のクランクシャフト１４の停止回転角が、良好に所定の目標回転角範囲に収まるようになる。

特に、Ｄレンジ下でのアイドルストップにおいては、Ｎレンジ下よりも、フューエルカットによるエンジン回転数Ｎｅの低下速度が高くなる。すなわち、Ｄレンジ下でのアイドルストップにおいては、Ｎレンジ下よりも、停止位置制御のためのトルク制御に充当可能な時間が短くなる。このため、オルタネータ３８の応答性がそれほど高くない場合、Ｄレンジ下でのアイドルストップにおいては、オルタネータ３８の負荷トルク制御によっては、停止位置制御が精度よく行なわれないことが想定される。

この点、本実施形態においては、スロットル開度による吸気管圧力の制御によって、停止位置制御が行われる。さらに、本実施形態においては、このスロットル制御に際して用いられるトルクモデルにおいては、過去の吸気圧取得値を反映させることで、遅れが良好に補償されている。したがって、本実施形態によれば、停止位置制御をよりいっそう精度よく行なうことが可能となる。

＜変形例＞
以下、代表的な変形例について、幾つか例示する。以下の変形例の説明において、上述の実施形態にて説明されているものと同様の構成及び機能を有する部分に対しては、上述の実施形態と同様の符号が用いられ得るものとする。そして、かかる部分の説明については、技術的に矛盾しない範囲内において、上述の実施形態における説明が適宜援用され得るものとする。もっとも、言うまでもなく、変形例とて、以下に列挙されたものに限定されるものではない。また、上述の実施形態の一部、及び、複数の変形例の全部又は一部が、技術的に矛盾しない範囲内において、適宜、複合的に適用され得る。

本発明は、上述した具体的な装置構成や動作（制御）態様に限定されない。例えば、本発明の適用対象は、エンジン１０以外の動力源を有しない車両に限定されない。すなわち、例えば、上述の実施形態は、いわゆるハイブリッド車両におけるエンジン１０の休止に対しても、良好に適用可能である。

本発明がアイドルストップにおける停止位置制御に適用される場合、この停止位置制御にあたっては、スロットルバルブ３４の開度制御に加えて、オルタネータ３８の負荷トルク制御も行われてもよい。以下、スロットルバルブ３４の開度制御とオルタネータ３８の負荷トルク制御との協調制御の例について説明する。

図１０は、本変形例による停止位置制御の一例に対応するフローチャートである。このルーチンが起動されると、まず、ステップ１０１０にて、アイドルストップ信号がＯＮであるか否かが判定される。このステップ１０１０の処理は、上述のステップ５１０（図５参照）と同様である。アイドルストップ信号がＯＮである場合（ステップ１０１０＝ＹＥＳ）、処理がステップ１０２０以降に進行する。

ステップ１０２０においては、オルタネータＩＳＳ制御が行われる。具体的には、図１１を参照すると、まず、ステップ１１１０にて、回転数予測値の算出が行われる。このステップ１１１０の処理は、上述のステップ５４０（図５参照）すなわち図６のルーチンの処理と同様である。次に、ステップ１１２０にて、目標軌道が算出される。このステップ１１２０の処理は、上述のステップ５５０（図５参照）すなわち図７のルーチンの処理と同様である。続いて、ステップ１１３０にて、回転数予測値の軌道が目標軌道と適合するように、オルタネータ３８の負荷トルクが算出される。

ステップ１０３０においては、現在における回転数取得値Ｎｅ（ｋ）が所定値Ｎｅ０未満であるか否かが判定される。このステップ１０３０の処理は、上述のステップ５２０（図５参照）と同様である。回転数取得値Ｎｅ（ｋ）が所定値Ｎｅ０未満ではない場合（ステップ１０３０＝ＮＯ）、処理がステップ１０１０に戻る。一方、回転数取得値Ｎｅ（ｋ）が所定値Ｎｅ０未満である場合（ステップ１０３０＝ＹＥＳ）、処理がステップ１０４０に進行する。

ステップ１０４０においては、スロットルＩＳＳ制御が行われる。具体的には、図１２を参照すると、まず、ステップ１２１０にて、回転数予測値の算出が行われる。このステップ１２１０の処理は、上述のステップ５４０（図５参照）すなわち図６のルーチンの処理を若干変容したものである。

このステップ１２１０の処理にあたっては、吸気圧取得値及び回転数取得値に加えて、オルタネータ負荷トルクＴaltが、トルクモデルに代入（適用）される。この場合の、トルクモデル式及び状態方程式は、下記の式（１９）及び（２０）に示した通りとなる。なお、下記の式（２０）において、ｑ＝Ｔaltである。

次に、ステップ１２２０にて、目標軌道が算出される。このステップ１２２０の処理は、上述のステップ５５０（図５参照）すなわち図７のルーチンの処理と同様である。続いて、ステップ１２３０にて、回転数予測値の軌道が目標軌道と適合するように、スロットルアクチュエータ３５の制御が行われる。このステップ１２３０におけるスロットルアクチュエータ３５の制御は、上述のステップ５６０（図５参照）すなわち図８のルーチンの処理と同様である。

図１３は、かかる変形例の動作例についての代表的なタイムチャートである。この図１３のタイムチャートは、図９のタイムチャートを、本変形例の内容に対応するように一部変容したものである。

図１３に示されているように、算出タイミングｔ０’において、回転数取得値が高い。この場合、まず、オルタネータ３８の負荷トルク制御により、エンジン回転数Ｎｅが所定程度まで落とされる。この算出タイミングｔ０’にて算出される、将来の時刻ｔ１’、ｔ２’及びｔ３’における回転数予測値は、上述のように、オルタネータ負荷トルクＴaltが考慮されたものである。かかるオルタネータ負荷トルクＴaltによる制御は、オルタネータ３８に代えてスロットルバルブ３４を用いた場合には、図中二点鎖線で示されたようなスロットル制御に相当するものである。

その後、時刻ｔ１’にて、将来の時刻ｔ２’、ｔ３’及びｔ４’における回転数予測値及び回転数目標値に基づく制御が行われる。このとき、回転数取得値は、オルタネータ３８による有効な負荷トルク制御が可能な回転数（すなわち発電限界回転数）よりも低い。このため、時刻ｔ１’においては、オルタネータ３８を用いずにスロットルバルブ３４を用いた停止位置制御が行われる。

本発明は、アイドルストップにおける停止位置制御に限定されない。すなわち、例えば、本発明は、アイドル回転数制御（ＩＳＣ）に対しても、好適に適用され得る。以下、アイドル回転数制御への適用例について、図１４のフローチャートを用いて説明する。

アイドル回転数制御が開始されると、まず、ステップ１４１０にて、現在のエンジン回転数Ｎｅが所定回転数Ｎｅ１よりも高いか否かが判定される。この所定回転数Ｎｅ１は、目標アイドル回転数に所定値ΔＮｅ１を加えたものである。現在のエンジン回転数Ｎｅが所定回転数Ｎｅ１よりも高い場合には（ステップ１４１０＝ＹＥＳ）、処理がステップ１４２０以降に進行する。

ステップ１４２０においては、回転数予測値の算出が行われる。このステップ１４２０の処理は、上述のステップ５４０（図５参照）すなわち図６のルーチンの処理と同様である。次に、ステップ１４３０において、評価関数に、回転数予測値及び回転数目標値が代入される。このステップ１４３０の処理は、上述のステップ８１０（図８参照）の処理と同様である。但し、本変形例においては、目標軌道の算出にあたって、「停止１ＴＤＣ前の回転数目標値」に代えて、「目標アイドル回転数」が設定される。

ステップ１４４０においては、評価関数を最小化するようなフィードバックゲインが算出される。このステップ１４４０の処理は、上述のステップ８２０（図８参照）のルーチンの処理と同様である。そして、算出されたフィードバックゲインに基づいて、今回のスロットル開度ＴＨＡの指令値が算出される（ステップ１４５０）。

図１５は、本変形例の動作の一例を示すタイムチャートである。図１５に示されているように、現在のエンジン回転数Ｎｅが所定回転数Ｎｅ１よりも高くなった時刻ｔ０”にて、ＩＳＣフィードバックが開始する。このとき、将来の時刻ｔ１”、ｔ２”及びｔ３”における回転数予測値及び回転数目標値が算出され、これらに基づいてフィードバック制御が行われる。

ところで、回転数予測値の算出にあたっては、上述の通り、フリクショントルクの影響がある。このフリクショントルクは、一般的に、潤滑油温Ｔｏあるいは冷却水温Ｔｗ（本発明の「クランクシャフトのフリクショントルクに関連する温度」に相当する）と相関がある。

そこで、上述のトルクモデルにおける係数（例えば係数行列Ａにおける係数「ａ」等）は、潤滑油温Ｔｏあるいは冷却水温Ｔｗに応じて補正されてもよい。具体的には、かかる係数は、潤滑油温Ｔｏあるいは冷却水温Ｔｗと、これをパラメータとするマップと、に基づいて設定されてもよい。このように、回転数予測値の算出にあたって、潤滑油温Ｔｏあるいは冷却水温Ｔｗを反映させることで、制御のロバスト性が向上する。

また、回転数予測値の算出にあたっては、エンジン１０の個体差を吸収するために、いわゆる「カルマンフィルタ」が用いられてもよい（カルマンフィルタについては本願の出願時点ですでに周知であるため、その詳細な説明については省略する。）。これにより、制御のロバスト性が向上する。

図１６のフローチャートは、図６のフローチャートを変容したものである。この変形例においては、上述の温度補正とカルマンフィルタとが併用されている。もっとも、温度補正とカルマンフィルタとのうちの一方のみが用いられもよい。

本変形例においては、まず、ステップ１６１０にて、潤滑油温Ｔｏが取得される。次に、ステップ１６２０にて、トルクモデルの係数が、潤滑油温Ｔｏを用いて補正される。その後、温度補正後のトルクモデルに、吸気圧取得値及び回転数取得値が代入（適用）される。これにより、現在から９０°ＣＡ後（ｋ）、１８０°ＣＡ後（ｋ＋１）、及び２７０°ＣＡ後（ｋ＋２）の回転数予測値が、カルマンフィルタを用いて算出される（ステップ１６４０）。

上述の各具体例においては、現在から３行程先までの３つの回転数予測値のすべてを用いたフィードバック制御が行われていた。このため、いわゆる「３入力−３出力」の制御となることから、上述の各具体例においては、評価関数を用いた、いわゆる「最適レギュレータ」による制御が行われていた。しかしながら、本発明は、かかる態様に限定されない。すなわち、例えば、現在から３行程先の回転数予測値のみを用いたフィードバック制御が行われてもよい。この場合、いわゆる「１入力−１出力」の制御となることから、フィードバックゲインは、いわゆるＰＩＤ制御等を用いて簡易に算出することが可能となる。

例えば、吸気圧センサ５４の出力に代えて、あるいはこれとともに、エアフローメータ５２の出力を用いることも可能である。また、停止位置制御にあたって、スロットルバルブ３４の開度制御に代えて、あるいはこれとともに、バルブ駆動機構２０等による吸気量制御が行われてもよい。これらの場合、計算モデルの式は、上記のものから適宜変更される。

気筒１２の数が変化しても、算出タイミング及び係数値が若干変更されるだけで、基本的な制御は同様である。例えば、３気筒の場合、周期は２４０°ＣＡとなる。また、算出タイミングは、吸気上死点から３０°ＣＡ後となる。また、６気筒の場合、周期は２４０°ＣＡとなる。また、算出タイミングは、吸気上死点から１５０°ＣＡ後となる。

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

１０…エンジン、１２…気筒、１４…クランクシャフト、３１…吸気管、３４…スロットルバルブ、５０…エンジン制御装置、５１…ＥＣＵ、５４…吸気圧センサ、５６…クランク角センサ。

Claims (6)

1. 気筒（１２）に接続された吸気通路（３１）と、前記気筒内に吸入される気体の量を調整可能に設けられた吸気量調整機構（３４）と、を備えたエンジン（１０）の運転を制御するように構成された、エンジン制御装置（５０）であって、
   前記エンジンに設けられたクランクシャフト（１４）における回転に関する運動方程式と、前記吸気通路における気体の挙動に関する物理法則と、に基づいて構築された、計算モデルを用いて、将来の所定時点における前記クランクシャフトの回転数の予測値を算出する、メイン制御部（５１）を備え、
   前記メイン制御部は、
   エンジン停止過程にて、前記計算モデルを用いて、現行程よりも１行程後の前記予測値と、２行程後の前記予測値と、３行程後の前記予測値と、をそれぞれ算出するとともに、
   前記クランクシャフトを停止させる前の行程において、前記クランクシャフトが所定の目標回転角で停止するために必要な前記回転数となるように、前記１行程後の前記回転数の目標値と、前記２行程後の前記回転数の目標値と、前記３行程後の前記回転数の目標値と、をそれぞれ算出し、
   現行程において、前記各予測値を前記各目標値にそれぞれ適合させるように前記吸気量調整機構を制御するエンジン制御装置。
2. 前記メイン制御部は、前記吸気通路における気体の状態に対応する物理量である吸気パラメータに応じた出力を生じるように前記吸気通路に設けられた吸気パラメータセンサ（５４）を用いて取得された吸気パラメータ取得値と、前記回転数に応じた出力を生じるように設けられたクランク角センサ（５６）を用いて取得された回転数取得値とを、前記計算モデルに適用することにより、前記予測値を算出することを特徴とする、請求項１に記載のエンジン制御装置。
3. 前記メイン制御部は、今回の前記予測値の算出タイミングに先立つ過去の前記算出タイミングにて適用された過去の前記吸気パラメータ取得値を少なくとも含むように、前記吸気パラメータ取得値を前記計算モデルに適用することにより、前記予測値を算出することを特徴とする、請求項２に記載のエンジン制御装置。
4. 前記メイン制御部は、前記クランクシャフトのフリクショントルクに関連する温度を、前記予測値の算出に反映させることを特徴とする、請求項１〜３のうちのいずれか１項に記載のエンジン制御装置。
5. 前記メイン制御部は、カルマンフィルタを用いて前記予測値を算出することを特徴とする、請求項１〜４のうちのいずれか１項に記載のエンジン制御装置。
6. 前記メイン制御部は、前記予測値の算出が所定周期毎に行われるように、前記クランクシャフトの回転角が上死点から所定角度シフトした所定の算出タイミングにて前記予測値を算出することを特徴とする、請求項１〜５のうちいずれか１項に記載のエンジン制御装置。