JPWO2003033897A1 - 内燃機関の吸入空気量推定装置 - Google Patents

Abstract

スロットルモデルＭ２はスロットル通過空気流量ｍｔを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則等に基づいて得た式により推定する。吸気管モデルＭ３は吸気管内空気圧力Ｐｍ、及び吸気管内空気温度Ｔｍを質量保存則とエネルギー保存則とに基づいた式により推定する。吸気弁モデルＭ４は吸気弁の周囲を通過する空気流量ｍｃを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式等に基づいて得られた式により推定する。シリンダモデルＭ５は、筒内圧力Ｐｃと筒内空気温度Ｔｃをシリンダについてのエネルギー保存則に基づいた式により推定する。これらのモデルにより、筒内吸入空気量Ｍｃが多くのテーブル検索を使用することなく計算により求められる。

Description

技 術 分 野
本発明は、内燃機関のシリンダ内に吸入される筒内吸入空気量を吸気系のモデル（シミュレーションモデル、物理モデル）に基づいて推定する吸入空気量推定装置に関する。
背 景 技 術
内燃機関により燃焼される混合気の空燃比を所定の値とするためには、同内燃機関のシリンダ（気筒、燃焼室）内に吸入される空気の量（以下、「筒内吸入空気量Ｍｃ」と称呼する。）を精度良く求める必要がある。通常、内燃機関の吸気通路には空気流量センサが備えられ、この空気流量センサの出力値により筒内吸入空気量Ｍｃが推定される。ところが、スロットルバルブ開度が時間的に大きく変化する等、内燃機関が過渡運転状態にある場合、前記吸入空気量センサの出力値から筒内吸入空気量Ｍｃを精度良く求めることは困難である。そこで、近年においては、流体力学等に基づく式により表される吸気系のモデルを用いることにより、筒内吸入空気量Ｍｃに応じた値を精度良く推定する種々の試みがなされている（例えば、特開平６−７４０７６号公報参照）。図２１は、このような吸入空気量推定装置のうち、本願の出願人が検討しているものを概念的に示していて、この吸入空気量推定装置は、電子制御スロットルモデルＭ１０、スロットルモデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０、及び吸気管モデルＭ４０を備えている。
ところで、筒内吸入空気量Ｍｃは、吸気弁が閉弁するとき（吸気弁閉時）に確定し、その時点でのシリンダ内の圧力と比例する関係がある。また、吸気弁閉弁時のシリンダ内の圧力は吸気弁の上流の圧力、即ち吸気管内の空気圧力（吸気管圧力）Ｐｍと等しいとみなすことができる。以上のことから、図２１に示した吸入空気量推定装置は、モデルＭ１０〜Ｍ４０により吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Ｐｍを推定し、同推定した吸気管内空気圧力Ｐｍから筒内吸入空気量Ｍｃを推定するようになっている。
より、具体的に述べると、電子制御スロットルモデルＭ１０は、吸気弁閉時のスロットルバルブ開度θｔを推定するようになっている。スロットルモデルＭ２０は、スロットルバルブを通過する空気流量（スロットル通過空気流量）ｍｔを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式に基づいて得られたモデルにより推定するようになっている。
吸気弁モデルＭ３０は、吸気管内空気圧力Ｐｍ、吸気管内空気温度Ｔｍ、及び吸気温度Ｔａ等から筒内吸入空気流量ｍｃを推定するようになっている。即ち、上述したように、筒内吸入空気流量ｍｃは吸気管内空気圧力Ｐｍに比例すると考えられるから、吸気弁モデルＭ３０は経験則に基づく下記（１）式にしたがって筒内吸入空気流量ｍｃを求める。

上記（１）式において、値ｃは比例係数、値ｄは筒内に残存していた既燃ガスを表す値（この値は、排気弁閉弁時の筒内ガス量と考えられる。以下、簡単に「既燃ガス量ｄ」と云う。）である。吸気弁モデルＭ３０は、エンジン回転速度Ｎｅ、吸気弁の開閉タイミングＶＴ、及び吸気弁最大リフト量Ｌｍａｘ等と、比例係数ｃ、及び既燃ガス量ｄとの関係をそれぞれ規定するテーブル（ルック−アップ−テーブル、マップ）を記憶していて、実際のエンジン回転速度Ｎｅ、実際の吸気弁開閉タイミングＶＴ、及び吸気弁最大リフト量Ｌｍａｘと、前記記憶しているテーブルとから比例係数ｃ、及び既燃ガス量ｄを求める。また、吸気弁モデルＭ３０は、演算時点において、後述する吸気管モデルＭ４０により既に推定されている直前（最新）の吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Ｐｍと吸気管内空気温度Ｔｍとを上記（１）式に適用し、筒内吸入空気流量ｍｃを推定する。
吸気管モデルＭ４０は、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた式にしたがって、スロットルモデルＭ２０により推定されたスロットル通過空気流量ｍｔと、吸気弁モデルＭ３０により推定された筒内吸入空気流量ｍｃとを用いて、吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Ｐｍを推定するようになっている。そして、この吸入空気量推定装置は、前記吸気管モデルＭ４０により推定された吸気弁閉時の吸気管内空気圧力Ｐｍに基づいて筒内吸入空気量Ｍｃを推定するようになっている。
しかしながら、上記吸気弁モデルＭ３０においては、エンジン回転速度Ｎｅ、吸気弁の開閉タイミングＶＴ、及び吸気弁最大リフト量Ｌｍａｘ等の多数のパラメータに基づくテーブル検索により比例係数ｃと既燃ガス量ｄとを求め、これらに基づいて吸入空気流量ｍｃを推定しているので、膨大な数に及ぶ各パラメータの組合せの全てに対し、正確な吸入空気流量ｍｃを得るための前記比例係数ｃ、及び前記既燃ガス量ｄを定めることが難しく、また、その適合を行う際の労力が多大であるという問題がある。
発 明 の 開 示
本発明による内燃機関の吸入空気量推定装置は、上記課題に対処するためになされたものであって、エネルギー保存則に基づいて求められたシリンダについてのモデルを使用して同シリンダ内の圧力を計算により推定する筒内圧力推定手段を含み、同推定されたシリンダ内の圧力に基づいて同シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を備える。
これによれば、シリンダ内の圧力（筒内圧力）が計算により求められる。また、筒内圧力が求められればシリンダに吸入される筒内吸入空気量を計算により求めることが可能となる。従って、多くのパラメータの組み合わせに対するテーブル値（上記比例係数ｃ、及び既燃ガス量ｄ等）の適合を行うことなく、筒内吸入空気量を精度良く求めることが可能となる。
この場合において、前記筒内圧力推定手段が使用する前記シリンダについてのモデルは、Ｐｃをシリンダ内の圧力、κを比熱比、Ｒを気体定数、Ｔｍをシリンダに吸入される空気の温度、Ｖｃをシリンダ容積、ｍｃをシリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量、Ｑをシリンダと同シリンダ外部との間で伝達される熱量とするとき、

なる式に基づいて構成されることが好適である。
なお、上記式においては、前記熱量Ｑを無視することも好適である。かかる熱量Ｑは比較的小さいので、熱量Ｑを無視することにより、実質的にシリンダ内の圧力の推定精度を低下させることなく、より簡易な計算に基づいて同シリンダ内の圧力を推定することが可能となるからである。
また、前記吸入空気量推定手段は、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて求められた吸気弁を通過する空気についての吸気弁モデルを用いてシリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量を求めるとともに、同求められた筒内吸入空気流量に基いて前記筒内吸入空気量を推定するように構成されることが好適である。即ち、この吸気弁モデルは、前記推定されたシリンダ内の圧力を用いて筒内吸入空気流量を推定する。
これによれば、経験則ではなく、物理法則にしたがって表されたモデル（式）により筒内吸入空気量を推定することができるので、筒内吸入空気量の推定精度を向上することができる。
更に、前記吸入空気量推定手段は、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて求められた排気弁を通過する空気についての排気弁モデルを用いて前記筒内吸入空気量を推定するように構成されることが好適である。
これによれば、排気弁を介してシリンダ内に流入する空気量も考慮されるので、筒内吸入空気量の推定精度をより向上することができる。
また、前記筒内圧力推定手段は、前記シリンダについてのモデルを表した式をシリンダ容積が一定であると仮定して解くことにより求めた式と、前記シリンダについてのモデルを表した式を前記シリンダに吸入される空気流量が０であると仮定して解くことにより求めた式とに基づいて前記シリンダ内の圧力を推定するように構成されることが好適である。
これによれば、デジタル式コンピュータによる筒内圧力を推定するための計算時間間隔を極端に短くしなくても、推定結果のハンチング現象が抑制され、その結果、シリンダ内の実際の圧力に近似した圧力値を得ることができる。
また、前記吸入空気量推定手段が、前記吸気弁モデルが使用する入力量を求めるために前記内燃機関のスロットルバルブを通過する空気についてのスロットルモデルを用いて同スロットルバルブを通過する空気の流量であるスロットル通過空気流量を計算式にしたがって求めるように構成され、前記吸入空気量推定装置が、前記内燃機関の吸気通路内を流れる空気流量である吸入空気流量を実際に測定する吸入空気流量測定手段と、前記内燃機関の運転状態が定常運転状態であるとき、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルの計算式において使用する値を修正するスロットルモデル修正部と、を更に備えることが好適である。
この場合、前記スロットルモデルの計算式は、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて得られた計算式であることが望ましい。
内燃機関のスロットルバルブ開度が小さい場合、同スロットルバルブ開度が僅かに変化しただけでも、スロットルバルブを通過する流量（スロットル通過空気流量）は大きく変化するので、スロットルバルブ通過空気流量はスロットルバルブや吸気管の機差（個体差、製造誤差）の影響を大きく受け、その結果、各内燃機関に対して一律に設定されたスロットルモデルはスロットル通過空気流量を精度良く推定できない場合がある。
従って、上記のように、スロットルモデルを修正するスロットルモデル修正部を備えることにより、吸入空気量の推定精度を一層高めることができる。具体的には、前記内燃機関の運転状態が定常運転状態であるとき、吸気通路における空気流量は部位にかかわらず一定であるから、エアフローメータ等の吸入空気流量測定手段に基いて測定される吸入空気流量と吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とは等しくなる。スロットルモデル修正部は、かかる事実を利用して前記スロットルモデルの計算式において使用する値（具体的には、流量係数）を修正し、スロットルモデルを修正する。
より具体的には、前記スロットルモデル修正部は、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルで使用する吸気管内空気圧力を求めるとともに、前記スロットル通過空気流量を同吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と等しいと仮定する。
そして、スロットルモデル修正部は、前記求められた吸気管内空気圧力と前記仮定されたスロットル通過空気流量とに基いて前記流量係数の適正値を求め、同流量係数の適正値に基いて同スロットルモデルで使用される前記流量係数を修正することにより、スロットルモデルを修正する。
換言すると、スロットルモデル修正部は、内燃機関の運転状態が定常運転状態にあるとき、スロットルモデルを用いることなく同スロットルモデルの入出力値を特定し、その入出力値とスロットルモデルの計算式とから流量係数を逆に求め、同求めた流量係数を以降のスロットル通過空気流量の計算に用いる。
これによれば、スロットルバルブ開度が急速に変化する過渡状態においても、適正な流量係数を用いてスロットル通過空気流量が求められるようになるので、筒内吸入空気量の推定精度が一層向上する。
発明を実施するための最良の形態
以下、本発明による内燃機関の吸入空気量推定装置を含む燃料噴射量制御装置の実施形態について図面を参照しつつ説明する。図１は、本発明の第１実施形態に係る燃料噴射量制御装置を火花点火式多気筒（例えば、４気筒）内燃機関１０に適用したシステムの概略構成を示している。
内燃機関１０は、シリンダブロック、シリンダブロックロワーケース、及びオイルパン等を含むシリンダブロック部２０と、シリンダブロック部２０の上に固定されるシリンダヘッド部３０と、シリンダブロック部２０にガソリン混合気を供給するための吸気系統４０と、シリンダブロック部２０からの排ガスを外部に放出するための排気系統５０とを含んでいる。
シリンダブロック部２０は、シリンダ２１、ピストン２２、コンロッド２３、及びクランク軸２４を含んでいる。ピストン２２はシリンダ２１内を往復動し、ピストン２２の往復動がコンロッド２３を介してクランク軸２４に伝達され、これにより同クランク軸２４が回転するようになっている。シリンダ２１とピストン２２のヘッドは、シリンダヘッド部３０とともに燃焼室２５を形成している。
シリンダヘッド部３０は、燃焼室２５に連通した吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を駆動するインテークカムシャフトを含むとともに同インテークカムシャフトの位相角及び同吸気弁３２のバルブリフト量（最大バルブリフト量）を連続的に変更し得る吸気弁制御装置３３、吸気弁制御装置３３のアクチュエータ３３ａ、燃焼室２５に連通した排気ポート３４、排気ポート３４を開閉する排気弁３５、排気弁３５を駆動するエキゾーストカムシャフト３６、点火プラグ３７、点火プラグ３７に与える高電圧を発生するイグニッションコイルを含むイグナイタ３８、及び燃料を吸気ポート３１内に噴射するインジェクタ（燃料噴射手段）３９を備えている。
吸気系統４０は、吸気ポート３１に連通し同吸気ポート３１とともに吸気通路を形成するインテークマニホールドを含む吸気管４１、吸気管４１の端部に設けられたエアフィルタ４２、吸気管４１内にあって吸気通路の開口断面積を可変とするスロットルバルブ４３、及びスワールコントロールバルブ（以下、「ＳＣＶ」と称呼する。）４４を備えている。スロットルバルブ４３は、ＤＣモータからなるスロットルバルブアクチュエータ４３ａにより吸気管４１内で回転駆動されるようになっている。ＳＣＶ４４は、前記スロットルバルブ４３よりも下流で前記インジェクタ３９よりも上流の位置にて前記吸気管４１に対し回動可能に支持されるとともに、ＤＣモータからなるＳＣＶアクチュエータ４４ａにより回転駆動されるようになっている。
図２は、一つの気筒（特定の気筒）の燃焼室２５、及び同燃焼室２５の近傍部分の概略平面図である。図２に示したように、前記吸気ポート３１は、実際には各気筒に一対ずつ設けられた吸気ポート３１ａ，３１ｂからなっている。吸気ポート３１ａは、燃焼室２５内にスワール（旋回流）を発生させるようにヘリカル状に形成され所謂スワールポートを構成し、吸気ポート３１ｂは所謂ストレートポートを構成している。吸気管４１のサージタンク（図１において符号ＳＧにより示す。）から各燃焼室２５に至る部分（即ち、インテークマニホールドの一部）には、吸気管４１の長手方向に沿って伸びる隔壁４１ａが形成されていて、これにより吸気管４１は吸気ポート３１ａに連通する第１インテークマニホールド４５と、吸気ポート３１ｂに連通する第２インテークマニホールド４６とに区画されている。隔壁４１ａの適宜個所には第１，第２インテークマニホールド４５，４６を連通する連通路４１ｂが形成されていて、前記インジェクタ３９は同連通路４１ｂの近傍位置に固定され、吸気ポート３１ａ，３１ｂに向けて燃料を噴射するようになっている。
前記ＳＣＶ４４は、第２インテークマニホールド４６に備えられている。従って、ＳＣＶ４４が第２インテークマニホールド４６を閉塞すると、空気（混合気）が主として吸気ポート３１ａを通過して燃焼室２５内に吸入され、同燃焼室２５内にスワールが発生し、これにより超希薄空燃比での燃焼が可能となる。一方、ＳＣＶ４４が第２インテークマニホールド４６を開放すると、空気が両吸気ポート３１ａ，３１ｂを通過して燃焼室２５内に吸入され、これにより、燃焼室２５に吸入される空気量が増加し、機関の出力を増大させることが可能となる。
再び図１を参照すると、排気系統５０は、排気ポート３４に連通したエキゾーストマニホールド５１、エキゾーストマニホールド５１に接続されたエキゾーストパイプ５２、及びエキゾーストパイプ５２に介装された触媒コンバータ（三元触媒装置）５３を備えている。
一方、このシステムは、熱線式エアフローメータ６１、吸気温センサ６２、大気圧センサ（スロットルバルブ上流圧力センサ）６３、スロットルポジションセンサ６４、ＳＣＶ開度センサ６５、カムポジションセンサ６６、吸気弁リフト量センサ６７、クランクポジションセンサ６８、水温センサ６９、空燃比センサ（Ｏ_２センサ）７０、及びアクセル開度センサ７１を備えている。
エアフローメータ６１は、内燃機関１０の吸気通路内を流れる空気流量である吸入空気流量を実際に測定する吸入空気流量測定手段を構成するものであって、概略斜視図である図３に示したように、吸気管４１内を流れる吸入空気の一部をバイパスさせるバイパス通路と、このバイパス通路にバイパスされた吸入空気の質量流量を計測する熱線計量部６１ａと、計測された質量流量に応じた電圧Ｖｇを出力する信号処理部６１ｂとからなっている。熱線計量部６１ａは、その拡大斜視図である図４に示したように、白金熱線からなる吸気温計測用抵抗（ボビン部）６１ａ１と、同吸気温計測用抵抗６１ａ１を前記信号処理部６１ｂに連結して保持するサポート部６１ａ２と、加熱用抵抗（ヒータ）６１ａ３と、同加熱用抵抗６１ａ３を前記信号処理部６１ｂに連結して保持するサポート部６１ａ４とを備えている。信号処理部６１ｂは、吸気温計測用抵抗６１ａ１と加熱用抵抗６１ａ３とで構成されるブリッジ回路を有し、このブリッジ回路により吸気温計測用抵抗６１ａ１と加熱用抵抗６１ａ３との温度差を常に一定に維持するように同加熱用抵抗６１ａ３に供給する電力を調整するとともに、この供給する電力を前記電圧Ｖｇに変換して出力するようになっている。エアフローメータ６１の出力Ｖｇと吸入空気流量ｍｔＡＦＭの関係は図５に示したとおりである。
吸気温センサ６２は、エアフローメータ６１内に備えられていて、吸入空気の温度を検出し、吸気温度Ｔａを表す信号を出力するようになっている。大気圧センサ６３は、スロットルバルブ４３の上流の圧力（即ち、大気圧）を検出し、スロットルバルブ上流圧力Ｐａを表す信号を出力するようになっている。スロットルポジションセンサ６４は、スロットルバルブ４３の開度（スロットルバルブ開度）を検出し、スロットルバルブ開度ＴＡを表す信号を出力するようになっている。ＳＣＶ開度センサ６５は、ＳＣＶ４４の開度を検出し、ＳＣＶ開度θｉｖを表す信号を出力するようになっている。
カムポジションセンサ６６は、インテークカムシャフトが９０°回転する毎に（即ち、クランク軸２４が１８０°回転する毎に）一つのパルスを有する信号（Ｇ２信号）を発生するようになっている。吸気弁リフト量センサ６７は、吸気弁３１のリフト量を検出し、吸気弁が全閉のとき「０」の値をとる吸気弁リフト量Ｌを表す信号を出力するようになっている。クランクポジションセンサ（エンジン回転速度センサ）６８は、クランク軸２４が１０°回転する毎に幅狭のパルスを有するとともに同クランク軸２４が３６０°回転する毎に幅広のパルスを有する信号を出力するようになっている。この信号は、エンジン回転速度Ｎｅを表す。水温センサ６９は、内燃機関１０の冷却水の温度を検出し、冷却水温ＴＨＷを表す信号を出力するようになっている。Ｏ_２センサ７０は、触媒コンバータ５３に流入する排ガス中の酸素濃度に応じた信号（排ガスの空燃比に応じた値）を出力するようになっている。アクセル開度センサ７１は、運転者によって操作されるアクセルペダルの操作量Ａｃｃｐを表す信号を出力するようになっている。
電気制御装置８０は、互いにバスで接続されたＣＰＵ８１、ＣＰＵ８１が実行するプログラム、テーブル（マップ）、定数等を予め記憶したＲＯＭ８２、ＣＰＵ８１が必要に応じてデータを一時的に格納するＲＡＭ８３、電源が投入された状態でデータを格納するとともに同格納したデータを電源が遮断されている間も保持するバックアップＲＡＭ８４、及びＡＤコンバータを含むインターフェース８５等からなるマイクロコンピュータである。インターフェース８５は、前記センサ６１〜７１と接続され、ＣＰＵ８１にセンサ６１〜７１からの信号を供給するとともに、同ＣＰＵ８１の指示に応じて吸気弁制御装置３３のアクチュエータ３３ａ、イグナイタ３８、インジェクタ３９、スロットルバルブアクチュエータ４３ａ、及びＳＣＶアクチュエータ４４ａに駆動信号を送出するようになっている。
次に、上記のように構成された燃料噴射量制御装置によるシミュレーションモデルを用いた燃料噴射量の決定方法（筒内吸入空気量Ｍｃの推定方法）について説明する。以下に述べる処理は、ＣＰＵ８１がプログラムを実行することによりなされる。
（燃料噴射量ｆｃの決定方法・筒内吸入空気量の推定方法）
燃料噴射量制御装置は、吸気行程にある気筒の吸気弁３２が閉じる前に同気筒に対して燃料を噴射しなければならない。また、燃焼室２５内に直接的に燃料を噴射する形式の内燃機関であっても、吸気行程が終了する前に燃料を噴射する必要がある。このため、燃料噴射量制御装置は、吸気弁３２が閉じた時点で（即ち、吸気弁閉時に）同気筒内に吸入されているであろう筒内吸入空気量Ｍｃを吸気弁が閉弁する前に予測し、下記（２）式に基づいて燃料噴射量（基本噴射量）ｆｃを決定する。（２）式において、Ｋは運転状態に応じて変化する設定空燃比に基づく係数である。

より具体的に述べると、燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）は、図６に示したように、電子制御スロットルモデルＭ１、スロットルモデルＭ２、吸気管モデルＭ３、吸気弁モデルＭ４、及びシリンダモデルＭ５のシミュレーションモデルを用いて筒内吸入空気量Ｍｃを推定する。なお、シリンダモデルＭ５は筒内圧力推定手段として機能し、同シリンダモデルＭ５を含みモデルＭ１〜Ｍ５はシリンダ２１内に吸入される吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を構成する。
（電子制御スロットルモデルＭ１）
電子制御スロットルモデルＭ１は、現時点までのアクセルペダル操作量Ａｃｃｐに基づいて現時点から所定時間Ｔ０先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θｔを推定するモデルである。本実施形態においては、スロットルバルブ電子制御ロジックＡ１にて、アクセル開度センサ７１により検出されたアクセルペダル操作量Ａｃｃｐと、図７に示したアクセルペダル操作量Ａｃｃｐと目標スロットルバルブ開度θｒとの関係を規定するテーブルとに基づいて暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１が求められ、この暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を所定時間Ｔ（例えば、６４ｍｓｅｃ）だけ遅延させた値が最終的な目標スロットルバルブ開度θｒとして決定される。そして、スロットルバルブ電子制御ロジックＡ１（電気制御装置８０）は、実際のスロットルバルブ開度ＴＡが目標スロットルバルブ開度θｒとなるようにスロットルバルブアクチュエータ４３ａに対して駆動信号を送出する。
このように、目標スロットルバルブ開度θｒは、現時点から所定時間Ｔだけ前の時点におけるアクセルペダル操作量Ａｃｃｐに応じて決定された暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１と等しいから、現時点から所定時間Ｔ０だけ先の時刻ｔにおける目標スロットルバルブ開度θｒは現時点から時間（Ｔ−Ｔ０）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１と等しい。また、現時点から時間（Ｔ−Ｔ０）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１は、スロットルバルブアクチュエータ４３ａの作動遅れ時間を無視すれば、スロットルバルブ開度θｔと等しい。このような考えに基づき、電子制御スロットルモデルＭ１は、現時点から所定時間Ｔ０だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θｔを推定する。即ち、現時点から時間（Ｔ−Ｔ０）前における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を現時点から所定時間Ｔ０だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θｔとして推定する。なお、スロットルバルブアクチュエータ４３ａの作動遅れ時間を考慮に加えて、スロットルバルブ開度θｔを推定してもよい。
（スロットルモデルＭ２）
スロットルモデルＭ２は、スロットルバルブ４３を通過する空気流量（スロットル通過空気流量）ｍｔを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式等の物理法則に基づいて得られた下記（３）式及び下記（４）式に基づいて推定するモデルである。下記（３）式及び下記（４）式において、Ｃｔ（θｔ）はスロットルバルブ開度θｔに応じて変化する流量係数、Ａｔ（θｔ）はスロットルバルブ開度θｔに応じて変化するスロットル開口面積（吸気管４１の開口面積）、Ｐａはスロットルバルブ上流圧力（即ち、大気圧）、Ｐｍは吸気管内空気圧力（吸気管圧力）、Ｔａは吸気温度（大気温度）、Ｔｍはスロットルバルブ４３の下流の吸気管内空気温度、Ｒは気体定数、及びκは比熱比（以下、κを一定値として扱う。）である。スロットルモデルＭ２は、スロットルバルブ上流圧力Ｐａが吸気管内空気圧力Ｐｍより大きい順流の場合に（３）式を使用し、スロットルバルブ上流圧力Ｐａが吸気管内空気圧力Ｐｍより小さい逆流の場合に（４）式を使用する。

上記（３）式及び（４）式において、θｔは電子制御スロットルモデルＭ１により推定された現時点から所定時間Ｔ０だけ先の時刻ｔにおける推定スロットルバルブ開度である。スロットルモデルＭ２は、スロットルバルブ開度θｔと流量係数Ｃｔ（θｔ）との関係を規定した図８に示すテーブルと前記推定したスロットルバルブ開度θｔとを用いて流量係数Ｃｔ（θｔ）を求めるとともに、スロットルバルブ開度θｔと開口面積Ａｔ（θｔ）との関係を規定した図９に示すテーブルと前記推定したスロットルバルブ開度θｔとを用いて開口面積Ａｔ（θｔ）を求める。なお、スロットルモデルＭ２は、スロットルバルブ開度θｔと、流量係数Ｃｔ（θｔ）と開口面積Ａｔ（θｔ）の積値Ｃｔ（θｔ）・Ａｔ（θｔ）との関係を規定した図１０に示すテーブル、及び前記推定したスロットルバルブ開度θｔを用いて積値Ｃｔ（θｔ）・Ａｔ（θｔ）を一時に求めるように構成してもよい。また、スロットルモデルＭ２は、スロットルバルブ開度θｔ及び吸気管内空気圧力Ｐｍと流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）との関係を規定したテーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）と、前記推定したスロットルバルブ開度θｔ及び後述する吸気管モデルＭ３から取得される吸気管内空気圧力Ｐｍと、を用いて流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）を求めるように構成されていてもよい。
また、スロットルモデルＭ２は、スロットルバルブ上流圧力Ｐａ、及び吸気温度Ｔａを大気圧センサ６３、及び吸気温センサ６２からそれぞれ取得するとともに、吸気管内空気圧力Ｐｍと吸気管内空気温度Ｔｍとを後述する吸気管モデルＭ３から取得し、これらの値を用いて上記（３）式又は（４）式を計算し、時刻ｔにおけるスロットル通過空気流量ｍｔを推定する。
ここで、上記スロットルモデルＭ２を記述した（３）式及び（４）式の導出過程について説明する。いま、スロットルバルブ４３の上流の開口断面積をＡｕ、空気密度をρｕ、空気の流速をｖｕとし、スロットルバルブ４３による吸気管４１の開口断面積をＡｄ、そこでの空気密度をρｄ、スロットルバルブ４３を通過する空気の流速をｖｄとすると、スロットル通過空気流量ｍｔは、下記（５）式で表される。（５）式は質量保存則を記述した式と言える。

一方、運動エネルギーは、空気の質量をｍとすると、スロットルバルブ４３の上流でｍ・ｖｕ^２／２であり、スロットルバルブ４３を通過する場所でｍ・ｖｄ^２／２である。他方、熱エネルギーは、スロットルバルブ４３の上流でｍ・Ｃｐ・Ｔｕであり、スロットルバルブ４３を通過する場所でｍ・Ｃｐ・Ｔｄである。従って、エネルギー保存則により、下記（６）式が得られる。なお、Ｔｕはスロットルバルブ上流の空気温度、Ｔｄはスロットルバルブ下流の空気温度、Ｃｐは定圧比熱である。

ところで、状態方程式は下記（７）式、比熱比κは下記（８）式、マイヤーの関係は下記（９）式で示されるから、（７）式〜（９）式よりＣｐ・Ｔは下記（１０）式のように表される。なお、Ｐは気体の圧力、ρは気体の密度、Ｔは気体の温度、Ｒは気体定数、Ｃｖは定容比熱である。

上記（１０）式の関係を用いて上記エネルギー保存則に基づく（６）式を書換えると、下記（１１）式が得られる。

そして、スロットルバルブ４３の無限上流を考えると、Ａｕ＝∞、ｖｕ＝０であるから、エネルギー保存則に基づく上記（１１）式は下記（１２）式に書き換えられる。

次に、運動量について記述する。断面積Ａｕの部分に加わる圧力をＰｕ、断面積Ａｄの部分に加わる圧力をＰｄ、断面積Ａｕの部分と断面積Ａｄの部分との間をつなぐ固定された空間の平均圧力をＰｍｅａｎとすると、下記（１３）式が得られる。

上記（１３）式で、Ａｕ＝∞、ｖｕ＝０を考慮すると、下記（１４）式が得られるので、同（１４）式と上記（１３）式とから下記（１５）式の運動量に関する関係（運動量保存則に基づく関係）が得られる。

従って、上記（５）式、上記（１２）式、及び上記（１５）式から、下記（１６）式が得られる。

上記（１６）式において、Ｐｕはスロットルバルブ上流圧力Ｐａであり、Ｐｄは吸気管内空気圧力Ｐｍであるから、流量係数をＣｔ（θｔ）を（適合のための係数として）導入し、開口断面積Ａｄを開口面積Ａｔ（θｔ）とおきなおして整理すると、上記（３）式が得られる。上記（４）式の導出過程は、上記（３）式の導出過程と同様であるので省略する。
（吸気管モデルＭ３）
吸気管モデルＭ３は、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた下記（１７）式及び下記（１８）式、スロットル通過空気流量ｍｔ、スロットル通過空気温度（即ち、吸入空気温度）Ｔａ、及び吸気管から流出する空気流量ｍｃ（即ち、シリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量）から、吸気管内空気圧力Ｐｍ、及び吸気管内空気温度Ｔｍを求めるモデルである。なお、下記（１７）式、及び下記（１８）式において、Ｖｍはスロットルバルブ４３から吸気弁３２までの吸気管４１（以下、単に「吸気管部」と称呼する。）の容積である。

吸気管モデルＭ３は、上記（１７）式、及び上記（１８）式におけるスロットル通過空気流量ｍｔをスロットルモデルＭ２から取得し、筒内吸入空気流量ｍｃを後述する吸気弁モデルＭ４から取得する。そして、（１７）式及び（１８）式に基づく計算を行って時刻ｔの吸気管内空気圧力Ｐｍ、及び時刻ｔの吸気管内空気温度Ｔｍを求める。
ここで、上記吸気管モデルＭ３を記述した（１７）式及び（１８）式の導出過程について説明する。いま、吸気管部の総空気量をＭとすると、総空気量Ｍの時間的変化は、吸気管部に流入する空気量に相当するスロットル通過空気流量ｍｔと同吸気管部から流出する空気量に相当する筒内吸入空気流量ｍｃの差であるから、質量保存則に基づく下記（１９）式が得られる。

また、状態方程式は下記（２０）式となるから、上記（１９）式と下記（２０）式とから総空気量Ｍを消去することにより、質量保存則に基づく上記（１７）式が得られる。

次に、吸気管部に関するエネルギー保存則について検討すると、この場合、吸気管部の容積Ｖｍは変化せず、また、エネルギーの殆どが温度上昇に寄与する（運動エネルギーは無視し得る）と考えられる。従って、吸気管部の空気のエネルギーＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、同吸気管部に流入する空気のエネルギーＣｐ・ｍｔ・Ｔａと同吸気管部から流出する空気のエネルギーＣｐ・ｍｃ・Ｔｍとの差に等しいので、下記（２１）式が得られる。

この（２１）式を、上記（８）式（κ＝Ｃｐ／Ｃｖ）と、上記（２０）式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）とを用いて変形することにより、上記（１８）式が得られる。
（吸気弁モデルＭ４）
吸気弁モデルＭ４は、吸気弁３２の周囲を通過する空気流量（即ち、筒内吸入空気流量）ｍｃを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式等に基づいて得られた下記（２２）式及び下記（２３）式にしたがって推定するモデルである。（２２），（２３）式の導出過程は、上記スロットルモデルＭ２の場合と同様である。（２２）式及び（２３）式において、Ｃｖ（Ｌ）は吸気弁３２のリフト量Ｌに応じて変化する流量係数、Ａｖ（Ｌ）は同リフト量Ｌに応じて変化する吸気弁３２の周囲に形成される開口の面積、及びＰｃは筒内圧力（シリンダ２１内の圧力Ｐｃ）である。吸気弁モデルＭ４は、吸気管内空気圧力Ｐｍが筒内圧力Ｐｃより大きい順流の場合に（２２）式を使用し、吸気管内空気圧力Ｐｍが筒内圧力Ｐｃより小さい逆流の場合に（２３）式を使用する。

吸気弁モデルＭ４は、現時点から所定時間Ｔ０だけ先の時刻ｔにおけるバルブリフト量Ｌ（ｔ）を吸気弁リフト量センサ６７が検出している現時点のバルブリフト量Ｌと、エンジン回転速度Ｎｅとに基づいて推定する。そして、バルブリフト量Ｌと積値Ｃｖ（Ｌ）・Ａｖ（Ｌ）との関係を規定した図１１に示したテーブルと、前記推定したバルブリフト量Ｌ（ｔ）とに基づいて、上記（２２）式及び上記（２３）式にて使用する積値Ｃｖ（Ｌ）・Ａｖ（Ｌ）を求める。
また、吸気弁モデルＭ４は、吸気管内空気圧力Ｐｍと吸気管内空気温度Ｔｍとを吸気管モデルＭ３から取得するとともに、筒内圧力Ｐｃと筒内空気温度Ｔｃを後述するシリンダモデルＭ５から取得し、これらの変数を用いて上記（２２）式又は上記（２３）式を計算することで、時刻ｔにおける筒内吸入空気流量ｍｃを推定する。
（シリンダモデルＭ５）
シリンダモデルＭ５は、シリンダ２１についてのエネルギー保存則に基づいた下記（２４）式にしたがって、筒内圧力Ｐｃと筒内空気温度Ｔｃを求めるモデルである。図１２に示したように、下記（２４）式におけるＶｃはシリンダ２１の容積、Ｔｍはシリンダ２１に吸入される空気の温度Ｔｉと等しい吸気管内空気温度、ｍｃはシリンダ２１内（筒内）に吸入される空気流量ｍｉと等しい前記吸気管部から流出する空気流量、Ｑはシリンダ２１と同シリンダ２１外部（シリンダ壁面、吸気ポート等）との間で伝達される熱量（熱量の時間的変化量、熱の流れ）である。

上記（２４）式における時刻ｔの筒内吸入空気流量ｍｃは吸気弁モデルＭ４（上記（２２）式又は上記（２３）式）により与えられ、同時刻ｔの吸気管内空気温度Ｔｍは吸気管モデルＭ３により与えられる。また、時刻ｔのシリンダ容積Ｖｃはクランク角度に基づいて知ることができるので、上記（２４）式の右辺第３項（熱量の項）を無視すれば、理論上、上記（２４）式を用いて時刻ｔにおける筒内圧力Ｐｃを得ることができる。
ここで、上記（２４）式の導出過程について説明する。先ず、Ｅを筒内のエネルギー、ｈをエンタルピー、Ｗをピストンに対する仕事とすると、シリンダ２１についてエネルギー保存則により下記（２５）式を得ることができる。

いま、内部エネルギーをｕとすれば下記（２６）式が成立し、状態方程式は下記（２７）式の通りである。また、比熱比κの式である上記（８）式（κ＝Ｃｐ／Ｃｖ）と、マイヤーの関係式である上記（９）式（Ｃｐ＝Ｃｖ＋Ｒ）とから、下記（２８）式及び下記（２９）式が成立する。なお、Ｍｃｙをシリンダ２１内の空気量とする。

従って、（２６）式〜（２８）式から（２５）式の左辺ｄＥ／ｄｔについて、下記（３０）式が成立する。

一方、（２５）式の右辺第１項ｍｃ・ｈについて、下記（３１）式のエンタルピーの定義と上記（２９）式から、下記（３２）式が成立する。

更に、仕事Ｗは下記（３３）式で表されるから、上記（２５）式の右辺第２項ｄＷ／ｄｔについて下記（３４）式が成立する。

（３０）式、（３２）式、及び（３４）式で（２５）式を書き直して整理すると上記（２４）式が得られる。
また、シリンダモデルＭ５は、筒内空気温度Ｔｃを状態方程式である下記（３５）式にしたがって求める。（３５）式のＭｃ１は、（２２）式又は（２３）式の筒内吸入空気流量ｍｃを吸気弁３２が開弁してから筒内空気温度Ｔｃを求める時点まで時間積分して求める。

上記原理によれば、シリンダモデルＭ５の上記（２４）式、及び上記（３５）式により筒内圧力Ｐｃ、及び筒内空気温度Ｔｃがそれぞれ求められ、これらに基づいて（２２）式又は（２３）式により筒内吸入空気流量ｍｃが得られる。従って、本燃料噴射量制御装置は、筒内吸入空気流量ｍｃを吸気弁２３が開弁した時刻ｔｏから同吸気弁３２が閉弁する時刻ｔｆまで時間積分することにより一吸気行程にてシリンダ２１内に吸入される筒内吸入空気量Ｍｃ（吸入空気総量Ｓｍｃ）を推定し、この値Ｍｃと上記（２）式とに基づいて燃料噴射量ｆｃを決定する。
（電気制御装置８０に実装する上での改良）
上記（２４）式の右辺第３項の熱伝達Ｑは、値が小さく無視することができるので、通常は上記（２４）式を下記（３６）式のように離散化して電気制御装置８０に実装する。ここで、Δｔは筒内圧力Ｐｃの計算時間間隔である。

しかしながら、この手法により実際に筒内圧力Ｐｃを求めてみると、図１３の一点鎖線で示したように、同筒内圧力Ｐｃは離散化の影響を受けて大きく変動し、真値と大きく異なってしまうことが判明した。そこで、本実施形態においては、（２４）式の右辺第３項の値Ｑを無視するとともに、便宜上、（１）シリンダの容積を一定と仮定した場合（ｄＶｃ＝０）、及び（２）筒内吸入空気流量が０である（ｍｃ＝０）と仮定した場合に分け、それぞれの仮定下で（２４）式を解析的に解くことで筒内圧力Ｐｃを求めることとした。以下、詳述する。
（１）シリンダの容積を一定と仮定した場合（ｄＶｃ＝０）
この仮定下では、上記（２４）式は下記（３７）式の微分方程式となり、同（３７）式を解くと下記（３８）式が得られる。

上記（３８）式において、θ_０＝ｃｏｓ^−１（１）である。この（３８）式から、筒内圧力Ｐｃは正弦波状に変化することが解る。一方。上記（３７）式のＥｕｌｅｒ近似は、下記（３９）式となる。

また、筒内圧力Ｐｃが吸気管内空気圧力Ｐｍより大きくなることはないから、下記（４０）式が成立する。従って、（３９）式と（４０）式とから下記（４１）式が成立する。

更に、θが１に比べて極めて小さい（θ＜＜１）とき、下記（４２）式が成立するから、上記（４１）式と下記（４２）式を上記（３９）式に適用して下記（４３）式を得ることができる。なお、下記（４３）式における筒内吸入空気流量ｍｃは上記（２２）式、及び上記（２３）式により求める。

（２）筒内吸入空気量がない（ｍｃ＝０）と仮定した場合
この仮定下では、上記（２４）式は下記（４４）式の微分方程式となる。また、この場合、断熱膨張として扱えるから下記（４５）式が成立する。

以上から、下記（４６）式が導かれる。

上記（４３）式、及び上記（４６）式により求められる筒内圧力Ｐｃを、図１３においてそれぞれ実線、及び二点鎖線により示す。筒内圧力Ｐｃは、吸気管内空気圧力Ｐｍに近似した値となると予想されることから、本実施形態においては、吸気管内空気圧力Ｐｍにより近い上記（４３）式により得られる筒内圧力Ｐ’ｃ（ｔ）を最終的に求める筒内圧力Ｐｃとして採用する。
また、一吸気行程での筒内吸入空気量Ｍｃは、（２２）式又は（２３）式で与えられる筒内吸入空気流量ｍｃを吸気弁２３が開弁した時刻ｔｏから同吸気弁３２が閉弁する時刻ｔｆまで時間積分することにより求められると述べたが、シミュレーションの結果、エネルギー保存則に基づく上記（２４）式を時刻ｔｏから時刻ｔｆまで時間積分して整理した下記（４７）式により求めた方が精度が高くなることが判明した。なお、Ｐｃ（ｔｏ）、及びＶｃ（ｔｏ）は、それぞれ吸気弁開弁時の筒内圧力Ｐｃ（ｔ）、及びシリンダ容積Ｖｃ（ｔ）であり、Ｐｃ（ｔｆ）、及びＶｃ（ｔｆ）は、それぞれ吸気弁閉弁時の筒内圧力Ｐｃ（ｔ）、及びシリンダ容積Ｖｃ（ｔ）である。

したがって、本実施形態は、（４７）式を離散化した下記（４８）式に基づいて筒内吸入空気量Ｍｃを求める。

（作動）
次に、電気制御装置８０が筒内吸入空気量Ｍｃを推定するとともに、燃料噴射量ｆｃを決定する際の実際の作動について説明する。
（スロットルバルブ制御）
電気制御装置８０のＣＰＵ８１は、図１４にフローチャートにより示したスロットルバルブ開度を制御するためのルーチンを所定時間（１ｍｓｅｃ）の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングとなると、ＣＰＵ８１はステップ１４００から処理を開始し、ステップ１４０５に進んでアクセルペダル操作量Ａｃｃｐ読み込む。次いで、ＣＰＵ８１はステップ１４１０に進み、同ステップ１４１０にて図７と同じテーブルを用いることにより上記読み込んだアクセルペダル操作量Ａｃｃｐに基づく暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を求める。
次に、ＣＰＵ８１はステップ１４１５に進んで変数Ｉを「６４」に設定し、続くステップ１４２０にて記憶値θｒ（Ｉ）にθｒ（Ｉ−１）の値を格納する。現時点では、変数Ｉは「６４」であるから、記憶値θｒ（６４）に記憶値θｒ（６３）の値が格納される。次いで、ＣＰＵ８１はステップ１４２５に進み、変数Ｉが「１」と等しくなったか否かを判定する。この場合、変数Ｉの値は「６４」であるから、ＣＰＵ８１はステップ１４２５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１４３０に進み、同ステップ１４３０にて変数Ｉの値を「１」だけ減少し、その後上記ステップ１４２０に戻る。この結果、ステップ１４２０が実行されると、記憶値θｒ（６３）に記憶値θｒ（６２）の値が格納される。このような処理は、変数Ｉの値が「１」となるまで繰り返し実行される。
その後、ステップ１４３０の処理が繰り返されて変数Ｉの値が「１」となると、ＣＰＵ８１はステップ１４２５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４３５に進み、同ステップ１４３５にて前記ステップ１４１０にて求めた現時点における暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を記憶値θｒ（０）に格納する。以上により、現時点からＩｍｓｅｃ前（０ｍｓｅｃ≦Ｉｍｓｅｃ≦６４ｍｓｅｃ，Ｉは整数）の暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ（Ｉ）（Ｉ＝６４，６３，６２，・・・，２，１，０）がＲＡＭ８３内に記憶されることになる。
次に、ＣＰＵ８１はステップ１４４０に進み、同ステップ１４４０にて記憶値θｒ（６４）を最終的な目標スロットルバルブ開度θｒとして設定し、続くステップ１４４５にて実際のスロットルバルブ開度が目標スロットルバルブ開度θｒと等しくなるように、スロットルバルブアクチュエータ４３ａに対し駆動信号を出力し、その後ステップ１４９５にて本ルーチンを一旦終了する。
以降においても、上記ルーチンの処理はＩｍｓｅｃの経過毎に実行される。この結果、実際のスロットルバルブ開度が、所定時間Ｔ（＝６４ｍｓｅｃ）前のアクセルペダル操作量Ａｃｃｐに基づく目標スロットルバルブ開度θｒと等しくなるように制御される。これにより、上記電子制御スロットルモデルＭ１は、現時点から時間（Ｔ−Ｔ０）前の目標スロットルバルブ開度θ（Ｔ−Ｔ０）を、現時点から所定時間Ｔ０だけ先の時刻ｔにおけるスロットルバルブ開度θｔとして推定する。
（スロットル通過空気流量ｍｔ、吸気管内空気圧力Ｐｍ、吸気管内空気温度Ｔｍ推定）
ＣＰＵ８１は、図１５にフローチャートにより示したルーチンを所定時間（８ｍｓｅｃ）の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ８１はステップ１５００から処理を開始し、ステップ１５０５に進んで図１０に示したテーブルと同じテーブルと、現時点から所定時間Ｔ０だけ先の時刻ｔにおける推定スロットルバルブ開度θｔとを用いて流量係数Ｃｔ（θｔ）と開口面積Ａｔ（θｔ）の積値Ｃｔ（θｔ）・Ａｔ（θｔ）を求める。
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１５１０に進み、同ステップ１５１０にて上記（３）式、又は上記（４）式（スロットルモデルＭ２）にしたがってスロットル通過空気流量ｍｔを推定する。この推定で使用されるスロットルバルブ上流圧力Ｐａ、及び吸気温度Ｔａは、それぞれ大気圧センサ６３、及び吸気温センサ６２から取得される。また、吸気管内空気圧力Ｐｍ（ｋ−１）、及び吸気管内空気温度Ｔｍ（ｋ−１）は、前回の本ルーチン実行時において後述するステップ１５１５にて求められた値Ｐｍ（ｋ）、及びＴｍ（ｋ）である。
次にＣＰＵ８１はステップ１５１５に進み、上記（１７）式及び上記（１８）式を積分して離散化した下記（４９）式及び下記（５０）式に基づいて吸気管内空気圧力Ｐｍ（ｋ）、及び吸気管内空気温度Ｔｍ（ｋ）を求める。なお、添え字（ｋ−１）が付された値は前回本ルーチンを実行した際に求めた値を表し、Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、８ｍｓｅｃ）である。

実際には、上記（４９）式にてＰｍ／Ｔｍを求め、これと上記（５０）式により求めたＰｍとからＴｍを求める。なお、（４９）式及び（５０）式におけるｍｃＡＶＥ（ｋ−１）は、後述する１ｍｓｅｃルーチンで求められる筒内吸入空気流量ｍｃの平均値である。
（筒内圧力Ｐｃ、筒内吸入空気流量ｍｃ、筒内吸入空気量Ｍｃ等の推定）
ＣＰＵ８１は、図１６にフローチャートにより示したルーチンを所定時間（１ｍｓｅｃ）の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ８１はステップ１６００から処理を開始し、ステップ１６０５に進んで前記時刻ｔにおけるバルブリフト量Ｌと、図１１に示したテーブルと同じテーブルとに基づいて、上記（２２）式及び（２３）式にて使用する積値Ｃｖ（Ｌ）・Ａｖ（Ｌ）を求め、続くステップ１６１０にて同（２２）式又は同（２３）式にしたがって筒内吸入空気流量ｍｃ（ｔ）を計算する。
次に、ＣＰＵ８１はステップ１６１５に進み、同ステップ１６１５にて上記（４３）式にしたがって筒内圧力Ｐ’ｃ（ｔ＋Δｔ）を求める。Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、１ｍｓｅｃ）である。また、Ｐｍ（ｋ）、及びＴｍ（ｋ）は、前述のステップ１５１５にてそれぞれ求められた吸気管内空気圧、及び吸気管内空気温度である。Ｐｃ（ｔ）は前回の本ルーチン実行時において後述するステップ１６２５で設定された値であり、ｍｃ（ｔ）は前記ステップ１６１０で求められた値である。
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１６２０に進み、上記（４６）式にしたがって筒内圧力Ｐｃ（ｔ＋Δｔ）を求め、続くステップ１６２５にて今回求めた筒内圧力Ｐ’ｃ（ｔ＋Δｔ）、及び筒内圧力Ｐｃ（ｔ＋Δｔ）を、次回の本ルーチンの演算のためにそれぞれ筒内圧力Ｐ’ｃ（ｔ）、及び筒内圧力Ｐｃ（ｔ）に格納する。
次いで、ＣＰＵ８１は図１７に示したステップ１７０５に進み、時刻ｔが吸気弁２３が閉状態から開状態へと変化した直後の時点であるか否かを判定し、閉状態から開状態へと変化した直後であれば、ステップ１７１０にて変数Ｚの値を「０」として初期化し、ステップ１７１５にてその時点で求められている筒内圧力Ｐｃ’（ｔ）を吸気弁２３が開弁した時（吸気弁開時）の筒内圧力Ｐｃ（ｔｏ）として格納する。そして、ＣＰＵ８１はステップ１７２０にて時刻ｔのシリンダ容積Ｖｃ（ｔ）を吸気弁開時のシリンダ容積Ｖｃ（ｔｏ）として格納し、続くステップ１７２５にて吸気弁開時からの筒内吸入空気量Ｍｃ１の値を値Ｍｃ０（初期値、例えば「０」）に設定してステップ１７３０に進む。一方、時刻ｔが吸気弁２３が閉状態から開状態へと変化した直後の時点でなければ、ＣＰＵ８１はステップ１７０５にて「Ｎｏ」と判定して直接１７３０に進む。
次に、ＣＰＵ８１はステップ１７３０にて時刻ｔにおいて吸気弁２３が開状態にあるか否かを判定する。いま、時刻ｔが吸気弁２３が閉状態から開状態になった直後に相当していれば、ＣＰＵ８１はステップ１７３０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１７３５に進み、同ステップ１７３５にて変数Ｚに値Ｐｃ’（ｔ）・ｄＶｃ（ｔ）／ｄｔ・Δｔの値を加えて同変数Ｚを更新する。これにより、変数Ｚは値Ｐ’（ｔ）・ｄＶｃ（ｔ）／ｄｔの積分値相当量となる。続いて、ＣＰＵ８１はステップ１７４０にて吸気弁開時からの筒内吸入空気量Ｍｃ１にｍｃ（ｔ）・Δｔを加えた値を新たな筒内吸入空気量Ｍｃ１として格納し、ステップ１７４５に進んで下記（５１）式に基づき筒内空気温度Ｔｃ（ｔ）を求め、ステップ１７９５にて本ルーチンを一旦終了する。

上記ステップ１７３０〜１７４５の処理は、吸気弁２３が開弁している間、継続されるので、値Ｐ’（ｔ）・ｄＶｃ（ｔ）／ｄｔ・Δｔの総和を示す変数Ｚ、吸気弁開時からの筒内吸入空気量Ｍｃ１、及び筒内空気温度Ｔｃ（ｔ）が更新されて行く。
その後、所定の時間が経過して時刻ｔが吸気弁２３が開状態から閉状態に変化した直後の時刻になると、ＣＰＵ８１はステップ１７０５及びステップ１７３０に進んだとき、何れも「Ｎｏ」と判定してステップ１７５０に進み、同ステップ１７５０にて吸気弁２３が開状態から閉状態に変化した直後であるか否かを判定する。そして、この場合、ＣＰＵ８１はステップ１７５０にて「Ｙｅｓ」と判定し、ステップ１７５５に進んで一吸気行程における筒内吸入空気量Ｍｃを上記（４８）式にしたがって推定する。
その後、ＣＰＵ８１はステップ１７６０に進み、上記求めた筒内吸入空気量Ｍｃをクランク角１８０°ＣＡに相当する時間Ｔ_{１８０ＣＡ}で除して、筒内吸入空気量Ｍｃの平均値ｍｃＡＶＥ（ｋ−１）を求め、続くステップ１７６５にて筒内吸入空気量Ｍｃの平均値ｍｃＡＶＥ（ｋ−１）に設定空燃比により変化する係数Ｋを乗じて燃料噴射量ｆｃを求める。なお、筒内吸入空気量Ｍｃの平均値ｍｃＡＶＥ（ｋ−１）は、筒内吸入空気量Ｍｃに比例しているから、燃料噴射量ｆｃは（２）式にしたがって計算されることになる。そして、ＣＰＵ８１はステップ１７９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。なお、筒内吸入空気量Ｍｃを定数倍して直接燃料噴射量ｆｃを求めてもよい。
また、時刻ｔが、吸気弁３２が閉状態から開状態に変化した直後の時刻でなく、且つ開状態から閉状態への変化した直後の時刻でなく、且つ同吸気弁３２が閉状態にある時刻である場合、ＣＰＵ８１は図１６のステップ１６００〜１６２５の処理を実行後、図１７のステップ１７０５、１７３０、１７５０にて全て「Ｎｏ」と判定してステップ１７９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。
以上により、筒内吸入空気量Ｍｃがシリンダモデルを用いて推定され、これに応じた燃料噴射量ｆｃが決定される。そして、ＣＰＵ８１は、図示しない燃料噴射ルーチンを所定のタイミングにて実行し、前記決定された燃料噴射量ｆｃだけ燃料を噴射する。
以上説明したように、本発明による燃料噴射量制御装置の第１実施形態によれば、シリンダモデルＭ５により筒内圧力Ｐｃと筒内空気温度Ｔｃとが求められ、これらの値が吸気弁モデルＭ４に提供される。従って、吸気弁モデルＭ４は、従来のように多くの変数によるテーブル検索に基づくのではなく、上記（２２），（２３）式にしたがった数値計算により筒内吸入空気流量ｍｃ（従って、筒内吸入空気量Ｍｃ）を求めることができる。この結果、テーブル値の適合に要する労力を低減することができるとともに、精度良く燃料噴射量ｆｃを求めることができる。
（オブザーバを追加した変形例）
次に、オブザーバＯＢＳを追加し、筒内吸入空気量Ｍｃの推定精度を更に向上した本発明による燃料噴射量制御装置（筒内吸入空気量推定装置）の変形例について、図１８を参照しながら説明する。図１８において、破線にて囲まれた部分が追加されたオブザーバＯＢＳである。
この変形例は、上記第１実施形態に対してエアフローメータモデルＭ７が追加されている。エアフローメータモデルＭ７は、スロットル通過空気流量が所定の量αである場合に、エアフローメータ６１が出力するであろう値を推定し、この推定値に基づいてスロットル通過空気流量ｍｔｅｓを推定するモデルである。この場合、上記所定の量αは、スロットルモデルＭ２が推定したスロットル通過空気流量ｍｔである。エアフローメータモデルＭ７の出力は比較要素ＣＯＭの一端に入力されるようになっている。
また、この変形例においては、エアフローメータ６１の出力Ｖｇが図５に示したテーブルにより吸入空気流量ｍｔＡＦＭに変換され、同吸入空気流量ｍｔＡＦＭが比較要素ＣＯＭの他端に入力されるようになっている。そして、比較要素ＣＯＭにおいて、スロットル通過空気流量ｍｔｅｓと吸入空気流量ｍｔＡＦＭとの差ＳＡが求められ、この差ＳＡを小さくするように（即ち、同差ＳＡに応じて）エアフローメータモデルＭ７のゲインＧ１とスロットルモデルＭ２のゲインＧ２とが変更されるように構成されている。
ここで、エアフローメータモデルＭ７について具体的に述べる。エアフローメータモデルＭ７は、先ず、スロットル通過空気流量ｍｔに対する完全放熱量Ｗ１，Ｗ２を、同完全放熱量Ｗ１，Ｗ２とスロットル通過空気流量ｍｔとの関係を規定するテーブルと、前記求められたスロットル通過空気流量ｍｔとに基づいて求める。完全放熱量Ｗ１、及び完全放熱量Ｗ２は、図３に示した熱線計量部６１ａのボビン部６１ａ１、及び同熱線計量部６１ａのサポート部６１ａ２にそれぞれ対応した放熱遅れを含まない放熱量である。
次に、エアフローメータモデルＭ７は、ボビン部６１ａ１、及びサポート部６１ａ２にそれぞれ対応する放熱量であり、完全放熱量Ｗ１，Ｗ２に対してそれぞれ一次遅れの特性を有する（応答遅れを含む）放熱量（応答放熱量）ｗ１，ｗ２を下記（５２）式及び下記（５３）式にしたがって求める。（５２）式，（５３）式における添え字ｉは今回の演算値、添え字ｉ−１は前回の演算値を表し、Δｔは前回の演算値を求めてから今回の演算値を求めるまでの時間である。

上記（５２）式，（５３）式において、τ１、及びτ２は、ボビン部６１ａ１、及びサポート部６１ａ２にそれぞれ対応する上記一次遅れ特性の時定数であり、下記（５４）式及び下記（５５）式により求められる。（５４）式，（５５）式中の値ｋ１０，ｋ２０、及び値ｍ１，ｍ２には、実験的に求められた値が初期値として与えられる。また、（５４）式，（５５）式中の値ｕはエアフローメータ６１の熱線計量部６１ａにバイパスされた単位断面積当たりの通過空気量であり、図５に示したエアフローメータ６１の出力電圧Ｖｇと実測された吸入空気流量ｍｔＡＦＭとの関係を規定するＶｇ−ｍｔＡＦＭ変換テーブルと、エアフローメータ６１の実際の出力電圧Ｖｇとに基づいて求められた吸入空気流量ｍｔＡＦＭを、前記熱線計量部６１ａのバイパス流路断面積Ｓで除した値（ｍｔＡＦＭ／Ｓ）である。

そして、エアフローメータモデルＭ７は、応答放熱量ｗ１，ｗ２の和（ｗ１＋ｗ２）とエアフローメータ６１が出力するであろう値に基づくスロットル通過空気流量ｍｔｅｓとの関係を規定した図１９に示したテーブルと、上記（５２）式〜（５５）式により求められた応答放熱量ｗ１，ｗ２の和（ｗ１＋ｗ２）とに基づいて、現時点でエアフローメータ６１が出力するであろう値に基づくスロットル通過空気流量ｍｔｅｓを求める。
この例におけるエアフローメータモデルＭ７にあっては、上記比較要素ＣＯＭの出力ＳＡにより、例えば上記（５２）式，（５３）式に用いる時定数τ１、及びτ２が調整される。即ち、比較要素ＣＯＭの出力ＳＡが小さくなるように、上記（５４）式，（５５）式中の値ｋ１０，ｋ２０、及び値ｍ１，ｍ２が変更される。これは、図１８に示したゲインＧ１が出力ＳＡに応じて変更されることを意味する。
次に、スロットルモデルＭ２のゲインＧ２の出力ＳＡに基づく調整について説明する。スロットル通過空気流量ｍｔは上記（３）式により与えられるから、関数ｆ１、及び関数ｆ２を下記（５６）式及び下記（５７）式のように定義すると、上記（３）式は下記（５８）式に書き換えられる。

上記（５８）式を微分すると、下記（５９）式が得られる。

この（５９）式に上記比較要素ＣＯＭの出力（差分）ＳＡをフィードバックする。即ち、オブザーバを使用した場合のスロットルモデルを表す式は、下記（６０）式となる。

以上のように、オブザーバＯＢＳを加えると、筒内吸入空気量Ｍｃを推定するモデル（この場合はスロットルモデルＭ２）のゲインがエアフローメータ６１の実際の出力に基づいて調整される。この結果、実際の筒内吸入空気量と上記モデルＭ１〜Ｍ５により得られる筒内吸入空気量Ｍｃの定常的な誤差を小さくすることができるので、筒内吸入空気量Ｍｃの推定精度を向上することができる。
以上、説明したように、本発明の第１実施形態に係る燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）によれば、適合すべきテーブルのデータ量が削減されるから、同適合に要する労力を低減しながら、精度よく筒内吸入空気量を推定することができ、適正な燃料噴射量を得て空燃比を狙いの値とすることができる。
なお、上記第１実施形態の各モデルの他、排気弁を介してシリンダ２１内に流入する空気量を推定するための排気弁モデルを追加採用することもできる。この場合、図２０に示したように、排気弁モデルＭ８はシリンダモデルＭ５に対して接続され、吸気弁モデルＭ４と同様な導出過程を経て得られた下記（６１）式、及び下記（６２）式により表される。なお、（６１）式、及び（６２）式において、Ｐｅは排気管内空気圧力、Ｔｅは排気管内空気温度であり、（６１）式は排気系からシリンダ２１内に空気が流入する場合（Ｐｃ＜Ｐｅ）、下記（６２）式はシリンダ２１から排気系に空気が流出する場合（Ｐｃ＞Ｐｅ）に用いられる。なお、この場合、排気管内空気圧力Ｐｅを検出するセンサ、及び排気管内空気温度Ｔｅを検出するセンサを設けて、これらのセンサの検出値を排気弁モデルＭ８で使用するように構成する。また、後述するように、排気管内空気圧力Ｐｅ及び排気管内空気温度Ｔｅを、内燃機関１０の運転パラメータ（吸入空気流量ｍｔＡＦＭ、エンジン回転速度ＮＥ等）に基いて推定するように構成してもよい。

また、上記第１実施形態においては、インジェクタ３９は吸気ポート３１ａ，３１ｂに向けて燃料を噴射するようになっていたが、燃焼室２５内に直接噴射するように構成されていてもよい。また、本発明は、各気筒の燃焼室２５に対して並列に、且つ互いに略同一形状に形成された一対の吸気通路の何れか一方に回転可能に配設された吸気流制御弁（特開平８−１０９８３６号公報を参照。）をＳＣＶ４４に代えて採用した内燃機関にも適用できる。
次に、本発明による内燃機関の吸入空気量推定装置の第２実施形態について説明する。第２実施形態の吸入空気量推定装置は、上記第１実施形態の吸入空気量推定装置が有する図６に示した各モデルに加え、機能ブロック図である図２２に示したスロットルモデル修正部を備えていてる。この吸入空気量推定装置は、スロットルモデル修正部によってスロットルモデルＭ２を修正することにより、吸入空気量の推定精度を一層高めることを目的としている。
スロットルモデルＭ２を修正するのは、スロットルバルブ開度が小さい場合、同スロットルバルブ開度が僅かに変化しただけでも、スロットルバルブ４３を通過する流量（スロットル通過空気流量ｍｔ）は大きく変化するので、スロットルバルブ通過空気流量ｍｔはスロットルバルブ４３や吸気管４１の機差（個体差）の影響を大きく受け、その結果、各内燃機関に対して一律に設定されたスロットルモデルＭ２はスロットル通過空気流量ｍｔを精度良く推定できない場合があるからである。
そこで、本吸入空気量推定装置は、内燃機関１０が定常運転状態（例えば、スロットルバルブ開度が所定時間以上一定に維持されている等の運転状態）にあるとき、エアフローメータ６１の出力Ｖｇに基いて取得される吸入空気流量ｍｔＡＦＭが実際の筒内吸入空気流量ｍｃａｃｔと等しくなることを利用して、適正なスロットルモデルＭ２の流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）を求める。そして、本吸入空気量推定装置は、求めた流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）に基いてスロットルモデルＭ２の流量係数テーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）のデータを修正し、これにより同スロットルモデルＭ２を修正する。
より具体的に述べると、図２２に示したスロットルモデル修正部は、修正用流量係数算出部Ｍ１００、吸気管内空気圧力逆モデルＭ１１０、流量係数書換部Ｍ１２０、定常運転状態判定部Ｍ１３０、及び書換許容部Ｍ１４０とからなっている。これらのブロックの各機能は、ＣＰＵ８１がプログラムを実行することにより実現される。
本吸入空気量推定装置においては、スロットルモデルＭ２以外のモデルである電子制御スロットルモデルＭ１、吸気管モデルＭ３、吸気弁モデルＭ４、及びシリンダモデルＭ５は、総べて正しいとの前提に立つ。
また、本装置は、吸気弁モデルＭ４が真の筒内吸入空気流量ｍｃａｃｔと一致する筒内吸入空気流量ｍｃを出力している場合におけるスロットルモデルＭ２の入力値（即ち、スロットルバルブ開度θｔ、吸気管内空気圧力Ｐｍ、吸気温度Ｔａ、及びスロットルバルブ上流圧力Ｐａの各真値）と、その場合にスロットルモデルＭ２が出力しているべきスロットル通過空気流量ｍｔとをスロットルモデルＭ２を使用することなく取得し、これらからスロットルモデルＭ２が使用するべき流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）の値を求める。そして、その求めた流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）の値に基いてスロットルモデルＭ２の流量係数テーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）のデータを書き換える。
以下、スロットルモデル修正部を構成する各ブロックの機能について詳細に説明する。
スロットルモデルＭ２は、上述した（３）式を用いてスロットル通過空気流量ｍｔを計算する。（３）式を下記（６３）式として改めて記述する。なお、（６３）式において、流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）はスロットルバルブ開度θｔと吸気管内空気圧力Ｐｍとに応じて定められる値となっている。

上記（６３）式からも理解できるように、スロットルモデルＭ２の入力値であるスロットルバルブ開度θｔ、吸気管内空気圧力Ｐｍ、スロットルバルブ上流圧力Ｐａ、及び吸気温度Ｔａの各真値と、その場合にスロットルモデルＭ２が出力しているべきスロットル通過空気流量ｍｔとが得られれば、同（６３）式を変形した下記（６４）式によりスロットルモデルＭ２がその時点で（上記スロットルバルブ開度θｔ及び上記吸気管内空気圧力Ｐｍに対して）使用すべき流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）を求めることができる。

そこで、修正用流量係数算出部Ｍ１００は、内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるとき、上記（６４）式により流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）を求めるようになっている。定常運転状態とは、少なくとも、実際のスロットルバルブ開度ＴＡが所定時間以上に渡って変化していない状態である。内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるか否かは、後述する定常運転状態判定部Ｍ１３０により判定される。
ここで、上記（６４）式の右辺の各値について説明する。（６４）式を使用するとき、内燃機関１０は定常運転状態にある。このことから、スロットルバルブ開度θｔはスロットルポジションセンサ６４により検出される実際のスロットルバルブ開度ＴＡと等しい（θｔ＝ＴＡ）。従って、修正用流量係数算出部Ｍ１００は、スロットルポジションセンサ６４からのスロットルバルブ開度ＴＡをスロットルバルブ開度θｔの真値として入力するようになっている。
また、内燃機関１０は定常運転状態にあるから、吸気管４１内を通過する空気流量は同吸気管４１の部位に関わらず一定である。従って、スロットル通過空気流量ｍｔはエアフローメータ６１の出力Ｖｇに基いて取得される吸入空気流量ｍｔＡＦＭと等しい（ｍｔ＝ｍｔＡＦＭ）。そこで、修正用流量係数算出部Ｍ１００は、エアフローメータ６１の出力Ｖｇに基いて取得される吸入空気流量ｍｔＡＦＭをスロットル通過空気流量ｍｔの真値として入力するようになっている。
更に、スロットルバルブ上流圧力Ｐａ及び吸気温度Ｔａは、大気圧センサ６３の検出値及び吸気温センサ６２の検出値とそれぞれ等しい。従って、修正用流量係数算出部Ｍ１００は、大気圧センサ６３の検出値及び吸気温センサ６２の検出値を、スロットルバルブ上流圧力Ｐａ及び吸気温度Ｔａのそれぞれの真値として入力するようになっている。
このように、内燃機関１０が定常運転状態にある場合、（６４）式の右辺の各値は、吸気管内空気圧力Ｐｍを除き、容易に真値を得ることができる。なお、開口面積Ａｔ（θｔ）は、スロットルバルブ開度θｔに基いて求められる。比熱比κは一定であり、予め与えられる。
吸気管内空気圧力Ｐｍの真値は以下のようにして求められる。内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるとき、吸気通路内を通過する空気流量は同吸気通路の部位に関わらず一定であるから、真の筒内吸入空気流量ｍｃａｃｔは、エアフローメータ６１の出力Ｖｇに基いて取得される吸入空気流量ｍｔＡＦＭと等しい。従って、吸気管内空気圧力Ｐｍの真値は、スロットルモデルＭ２よりも下流のモデルである吸気管モデルＭ３、吸気弁モデルＭ４、及びシリンダモデルＭ５により求められる筒内吸入空気流量ｍｃが吸入空気流量ｍｔＡＦＭ（＝ｍｃａｃｔ）と等しくなっているときに、吸気管モデルＭ３が出力している吸気管内空気圧力Ｐｍと等しい筈である。
このような吸気管内空気圧力Ｐｍは、吸気管内空気圧力逆モデルＭ１１０により求める。この吸気管内空気圧力逆モデルＭ１１０は、機能ブロック図である図２３に示したように、吸気管モデルＭ３、吸気弁モデルＭ４、及びシリンダモデルＭ５を図６に示した第１実施形態の吸入空気量推定装置と同様に接続したモデルである。
この逆モデルＭ１１０において、吸気管モデルＭ３には、スロットル通過空気量ｍｔの真値としてエアフローメータ６１の出力Ｖｇに基いて取得される吸入空気流量ｍｔＡＦＭと、吸気弁モデルＭ４の出力値である筒内吸入空気流量ｍｃとが入力される。また、吸気弁モデルＭ４には、吸気管内空気温度Ｔｍの真値として吸気温センサ６２の出力値である吸気温度Ｔａと、吸気管モデルＭ３の出力値Ｐｍｈが入力される。なお、吸気弁モデルＭ４には、吸気温センサ６２の出力値である吸気温度Ｔａに代わり、吸気管モデルＭ３の出力である吸気管内空気温度Ｔｍが与えられてもよい。
一方、本装置においては、前述したように、電子制御スロットルモデルＭ１、吸気管モデルＭ３、吸気弁モデルＭ４、及びシリンダモデルＭ５は、総べて正しいとの前提に立っている。また、吸気管内空気圧力逆モデルＭ１１０は、内燃機関１０が定常運転状態にあるとき、吸気弁モデルＭ４により筒内吸入空気流量ｍｃを繰り返し計算する。従って、この計算される筒内吸入空気流量ｍｃはエアフローメータ６１の出力Ｖｇに基いて取得される吸入空気流量ｍｔＡＦＭと等しい値に収束する筈である。更に、吸気弁モデルＭ４により計算される筒内吸入空気流量ｍｃが吸入空気流量ｍｔＡＦＭと等しい値となっている場合、吸気管モデルＭ３から出力される吸気管内空気圧力Ｐｍｈは、上述した吸気管内空気圧力Ｐｍの真値となる筈である。このように、吸気管内空気圧力Ｐｍの真値は、吸気管内空気圧力逆モデルＭ１１０により吸気管内空気圧力Ｐｍｈとして求められ、この吸気管内圧力Ｐｍｈが図２２に示した修正用流量係数算出部Ｍ１００に吸気管内圧力Ｐｍの真値として与えられる。
以上、説明したように、修正用流量係数算出部Ｍ１００には、スロットルバルブ開度θｔ、吸気管内空気圧力Ｐｍ、スロットルバルブ上流圧力Ｐａ、及び吸気温度Ｔａの各真値と、その場合にスロットルモデルＭ２が出力しているべきスロットル通過空気流量ｍｔとが与えられる。従って、修正用流量係数算出部Ｍ１００は、スロットルバルブ開度がθｔであって吸気管内空気圧力がＰｍであるときにスロットルモデルＭ２が使用すべき流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）を求めることができ、この値を流量係数書換部Ｍ１２０に出力する。
一方、定常運転状態判定部Ｍ１３０は、エンジン回転速度センサ６８、スロットルポジションセンサ６４、及びエアフローメータ６１と接続され、これらからエンジン回転速度ＮＥ、スロットルバブル開度ＴＡ、及び吸入空気流量ｍｔＡＦＭをそれぞれ入力している。そして、定常運転状態判定部Ｍ１３０は、吸入空気流量ｍｔＡＦＭの単位時間当たりの変化量ΔｍｔＡＦＭの絶対値が閾値ＴｈＡＦＭより小さく、且つエンジン回転速度ＮＥの単位時間当たりの変化量ΔＮＥの絶対値が閾値ＴｈＮＥより小さく、且つスロットルバブル開度ＴＡの単位時間当たりの変化量ΔＴＡの絶対値が閾値ＴｈＴＡより小さい状態が所定時間（例えば、数秒）以上継続したか否かを判定し、同状態が同所定時間以上継続していると判定した場合、内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあると判定して書換許容部Ｍ１４０に書換え許容信号を発生する。
書換許容部Ｍ１４０は、定常運転状態判定部Ｍ１３０から書換え許容信号を受け取ると、流量係数書換部Ｍ１２０によるスロットルモデルＭ２の流量係数テーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）のデータの書き換えを許容する。この状態で、流量係数書換部Ｍ１２０は、その時点での吸気管内空気圧力Ｐｍとスロットルバルブ開度θｔとで特定される流量係数テーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）のデータを、修正用流量係数算出部Ｍ１００が計算したデータＣｔ（θｔ，Ｐｍ）に書き換える（置換する）。このようにして、スロットルモデルＭ２の修正が行われる。
なお、単純にデータを置換する代わりに、流量係数テーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）のその時点のデータ（便宜上、Ｃｔ０（θｔ，Ｐｍ）と表す。）と修正用流量係数算出部Ｍ１００が計算したデータＣｔ（θｔ，Ｐｍ）との加重平均値Ｃｔａｖｅ（θｔ，Ｐｍ）を下記（６５）式により求めて、流量係数テーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）のデータをその加重平均値に置き換えることで、スロットルモデルＭ２を修正してもよい。（６５）式におけるβは０〜１までの任意の値である。

以上、説明したように、本発明の第２実施形態に係る吸入空気量推定装置は、内燃機関１０の運転状態が定常運転状態にあるとき、「吸入空気流量計測手段であるエアフローメータ６１により測定される吸入空気流量ｍｔＡＦＭ」と「吸気弁モデルＭ４により求められる筒内吸入空気流量ｍｃ」とが等しくなることを利用してスロットルモデルＭ２の計算式において使用する値（流量係数）を修正するスロットルモデル修正部を備えている。
即ち、スロットルモデル修正部（吸気管内空気圧力逆モデルＭ１１０）は、エアフローメータ６１の出力に基く吸入空気流量ｍｔＡＦＭと吸気弁モデルＭ４により求められる筒内吸入空気流量ｍｃとが等しくなることを利用してスロットルモデルＭ２で使用する吸気管内空気圧力Ｐｍを求める。同時に、スロットルモデルＭ２により求められるべきスロットル通過空気流量ｍｔを同吸入空気流量ｍｔＡＦＭと等しいと仮定する。
そして、スロットルモデル修正部は、前記求められた吸気管内空気圧力Ｐｍと前記仮定されたスロットル通過空気流量ｍｔＡＦＭとに基いてスロットルモデルＭ２の計算式で使用する値である流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）の適正値を求め、同流量係数の適正値に基いて同スロットルモデルＭ２（スロットルモデルＭ２が予め備えている流量係数テーブルＭａｐＣｔ（θｔ，Ｐｍ）のデータ）を修正するように構成されている。
従って、第２実施形態に係る吸入空気量推定装置は、第１実施形態に係る吸入空気量推定装置が有する利点に加え、スロットルモデルＭ２を個々の内燃機関１０に対して適切なモデルに修正することができるので、より精度良く筒内吸入空気量を推定することができ、適正な燃料噴射量を得て空燃比を狙いの値とすることができる。
なお、上記修正用流量係数算出部Ｍ１００は、スロットルバルブ上流圧力Ｐａが吸気管内空気圧力Ｐｍより大きい順流の場合を想定した（３）式に基く（６４）式を使用していたが、スロットルバルブ上流圧力Ｐａが吸気管内空気圧力Ｐｍより小さい逆流の場合には（４）式に基いて流量係数Ｃｔ（θｔ，Ｐｍ）を求めればよい。
また、上記第２実施形態では、吸入空気流量測定手段としてエアフローメータ６１を用いていたが、例えば、これに代えて、ＣＰＵ８１が認識している燃料噴射量と空燃比センサ７０との出力とから吸入空気流量を実質的に測定するように構成してもよい。
以上、本発明による吸入空気量推定装置の各実施形態及び変形例について説明したが、本発明はこれらの実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。
例えば、図１７に示したステップ１７１５においては、吸気行程にある気筒の排気管内空気圧力Ｐｅを筒内圧力Ｐｃ（ｔｏ）として格納してもよい。この場合、排気管内空気圧力Ｐｅは、エンジン回転速度ＮＥ及び吸入空気流量ｍｔＡＦＭと予めＲＯＭ８２内に格納してあるテーブルとから求めるように構成されていてもよい。また、ステップ１７２５において、排気管内空気圧力Ｐｅ、排気温度Ｔｅ、吸気弁開弁時のシリンダの体積Ｖｃｏ、及び気体の状態方程式（Ｍｃ０＝Ｐｅ・Ｖｃｏ／（Ｒ・Ｔｅ））とから筒内吸入空気量Ｍｃ１の初期値Ｍｃ０を決定してもよい。更に、排気温度Ｔｅは、エンジン回転速度ＮＥ、吸入空気流量ｍｔＡＦＭ、燃料噴射量ｆｃ、及び予めＲＯＭ８２内に格納してあるテーブルとから求めるように構成することができる。
【図面の簡単な説明】
図１は、本発明の第１実施形態に係る吸入空気量推定装置を含む燃料噴射量制御装置を火花点火式多気筒内燃機関に適用したシステムの概略構成図である。
図２は、図１に示した特定の気筒の燃焼室、及び同燃焼室の近傍部分を示す概略平面図である。
図３は、図１に示したエアフローメータの概略斜視図である。
図４は、図３に示したエアフローメータの熱線計量部の拡大斜視図である。
図５は、図１に示したＣＰＵが参照するエアフローメータの出力と吸入空気流量との関係を規定したテーブルである。
図６は、図１に示した電気制御装置が筒内吸入空気量を推定するために採用した各種モデルの接続関係を示した機能ブロック図である。
図７は、図１に示したＣＰＵが参照するアクセルペダル操作量と目標スロットルバルブ開度との関係を規定したテーブルを示す図である。
図８は、スロットルバルブ開度と流量係数との関係を規定したテーブルを示す図である。
図９は、スロットルバルブ開度と開口面積との関係を規定したテーブルを示す図である。
図１０は、スロットルバルブ開度と、流量係数と開口面積の積値との関係を規定したテーブルを示す図である。
図１１は、バルブリフト量と、流量係数と開口面積の積値との関係を規定したテーブルを示す図である。
図１２は、シリンダモデルを表すために使用する変数を説明するためシリンダ及びその近傍を概念的に示した図である。
図１３は、シリンダモデルによるシリンダ内圧力の計算結果について説明するためのタイムチャートである。
図１４は、図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャートである。
図１５は、図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャートである。
図１６は、図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャートである。
図１７は、図１に示したＣＰＵが実行するプログラム（ルーチン）を示したフローチャートである。
図１８は、本発明による燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）の第１実施形態の変形例を示した機能ブロック図である。
図１９は、図１に示したＣＰＵが参照する応答放熱量の和とエアフローメータが出力するであろう値に基づくスロットル通過空気流量との関係を規定したテーブルである。
図２０は、本発明による燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）の第１実施形態の他の変形例を示した機能ブロック図である。
図２１は、本出願人が検討している燃料噴射量制御装置（吸入空気量推定装置）の機能ブロック図である。
図２２は、本発明の第２実施形態に係る吸入空気量推定装置が備えるスロットルモデル修正部の機能ブロック図である。
図２３は、図２２に示した吸気管内空気圧力逆モデルの機能ブロック図である。

Claims (8)

1. エネルギー保存則に基づいて求められたシリンダについてのモデルを使用して同シリンダ内の圧力を計算により推定する筒内圧力推定手段を含み、同推定されたシリンダ内の圧力に基づいて同シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する吸入空気量推定手段を備えてなる内燃機関の吸入空気量推定装置。
2. 請求の範囲１に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置であって、
   前記筒内圧力推定手段が使用する前記シリンダについてのモデルは、Ｐｃをシリンダ内の圧力、κを比熱比、Ｒを気体定数、Ｔｍをシリンダに吸入される空気の温度、Ｖｃをシリンダ容積、ｍｃをシリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量、Ｑをシリンダと同シリンダ外部との間で伝達される熱量とするとき、
   

   

   なる式に基づいて構成された吸入空気量推定装置。
3. 請求の範囲１又は請求の範囲２に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置であって、
   前記吸入空気量推定手段は、
   エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて求められた吸気弁を通過する空気についての吸気弁モデルを用いてシリンダ内に吸入される空気流量である筒内吸入空気流量を求めるとともに、同求められた筒内吸入空気流量に基いて前記筒内吸入空気量を推定するように構成されてなる吸入空気量推定装置。
4. 請求の範囲３に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置であって、
   前記吸入空気量推定手段は、
   エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて求められた排気弁を通過する空気についての排気弁モデルを用いて前記筒内吸入空気量を推定するように構成されてなる吸入空気量推定装置。
5. 請求の範囲１乃至請求の範囲４の何れか一つに記載の内燃機関の吸入空気量推定装置において、
   前記筒内圧力推定手段は、
   前記シリンダについてのモデルを表した式をシリンダ容積が一定であると仮定して解くことにより求めた式と、前記シリンダについてのモデルを表した式を前記シリンダに吸入される空気流量が０であると仮定して解くことにより求めた式とに基づいて前記シリンダ内の圧力を推定するように構成された吸入空気量推定装置。
6. 請求の範囲３に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置であって、
   前記吸入空気量推定手段は、前記吸気弁モデルが使用する入力量を求めるために前記内燃機関のスロットルバルブを通過する空気についてのスロットルモデルを用いて同スロットルバルブを通過する空気の流量であるスロットル通過空気流量を計算式にしたがって求めるように構成され、
   前記内燃機関の吸気通路内を流れる空気流量である吸入空気流量を実際に測定する吸入空気流量測定手段と、前記内燃機関の運転状態が定常運転状態であるとき、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルの計算式において使用する値を修正するスロットルモデル修正部と、を更に備えた吸入空気量推定装置。
7. 請求の範囲６に記載の吸入空気量推定装置において、
   前記スロットルモデルの計算式は、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基づいて得られた計算式である吸入空気量推定装置。
8. 請求の範囲７に記載の吸入空気量推定装置において、
   前記スロットルモデルの計算式は、少なくとも前記内燃機関のスロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力と同吸気管内圧力に応じて決定される流量係数とを使用して前記スロットル通過空気流量を求めるように構成され、
   前記スロットルモデル修正部は、前記吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と前記吸気弁モデルにより求められる筒内吸入空気流量とが等しくなることを利用して前記スロットルモデルで使用する吸気管内空気圧力を求めるとともに、前記スロットル通過空気流量を同吸入空気流量測定手段により測定される吸入空気流量と等しいと仮定し、同求められた吸気管内空気圧力と同仮定されたスロットル通過空気流量とに基いて前記流量係数の適正値を求め、同流量係数の適正値に基いて同スロットルモデルで使用される前記流量係数を修正するように構成された吸入空気流量推定装置。

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