WO2006028157A1

WO2006028157A1 - 内燃機関の空気量推定装置

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Publication number: WO2006028157A1
Application number: PCT/JP2005/016461
Authority: WO
Inventors: Satoru Tanaka
Original assignee: Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha
Priority date: 2004-09-06
Filing date: 2005-09-01
Publication date: 2006-03-16
Also published as: JP3922277B2; KR100872017B1; US7418857B2; CN101014762A; EP1795728A1; EP1795728A4; EP1795728B1; JP2006070881A; US20070255483A1; KR20070061860A; CN100520028C

Abstract

この空気量推定装置は、物理法則に基づいて構築されたモデルM2～M7を備えている。この装置は、コンプレッサモデルM4及びインタークーラモデルM5により、インタークーラ45に供給される空気に過給機91(コンプレッサ91a)により与えられる第1エネルギーEcmと、インタークーラの壁と同インタークーラ内の空気との間で交換される第2エネルギーと、を考慮して、インタークーラ内の空気の圧力Pic及び温度Ticを推定する。そして、この装置は、推定されたインタークーラ内の空気の圧力及び温度に基づいて現時点より先の時点の筒内空気量KLfwdを推定する。

Description

明細書

内燃機関の空気量推定装置技術分野

本発明は、内燃機関の気筒内に導入される空気の量を推定する装置に関する。背景技術

内燃機関に供給される混合気の空燃比を目標空燃比と一致させるためには、同内燃機関の気筒内に導入される空気の量（以下、「筒内空気量」と称呼する。）を精度良く推定しなければならない。この筒内空気量は、スロットル弁の開度が殆ど変化しない定常運転状態においては、内燃機関の吸気通路に設けられた空気流量センサの出力値により精度良く推定される。一方、スロットル弁の開度が急激に変化する過渡運転状態においては、空気流量センサの時間応答性が良好でないことから、空気流量センサの出力値に基づいて筒内空気量を精度良く求めることは困難である。従って、筒内空気量を空気流量センサよりも応答性良く推定することが求められる。

更に、燃料はに吸気行程が終了するまでに噴射される。方、筒内は吸行程が終了する時占 (吸気弁閉弁時）において確定する従つて燃料噴射時においては筒内空気量が確定していないのため筒内に形成される合の空燃比を目標とする空燃比と一致させる噴射燃料量を決定するためには、燃料噴射刖 (即ち吸行程が終了する前）の所定の時点にて吸気弁閉弁時における筒内空気量を推定することが求められる。

のよ Όな要求を満足するための筒内空気量推定装置のつとして、特開 2 0 0 1 — 4 1 0 9 5号公報は、吸気通路内を通流する空気の挙動をモデル化した物理モデルを使用して現時点より先の時点の筒内空気量を推定する装置を開示している。

この装置が使用する物理モデルによれば、推定される現時点より先の時点の筒内空気量は、同先の時点のスロットル弁の上流の空気 (スロットル弁上流空気）の圧力及び温度を用いた関係式により表される。従って、上記先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度が精度良く推定されなければ、同先の時点の筒内空気量を精度良く推定ずることができない。 ' ところで、上従来の装置が適用される内燃機関は自然吸気を行ているので、スロ V ル弁上流空気の圧力及び温度は大気の圧力及び温度と略等しいまた、大気の圧力及び温度は、現時点から筒内が推定される先の時点までの短い時間内では殆ど変化しない従つて、上従来の装置は、大気の圧力及び吸気通路内に設けられた温度センサにより検出された吸気温度を現時点より先の時点のス口ヅル弁上流空の圧力及び温度としてそれぞれ採用することにより、同先の時点の筒内空気量を精度良く推定する。

しかしながら、内燃機関がその最 1¾1出力を向上させると等を巨的として過給機及びインタ一クーラを備える場合においては、吸通路内の空気が過給機により圧縮されるとともに、ィン夕クラにより冷却されるので、スロットル弁上流空気（イン夕クラ内の空気 ) の圧力及び温度は上記短い時間内でも変化するのため過給機及びインタークーラを備える内燃機闋において上記従来の装置により、現時点より先の時点の筒内空気量を精度良 <推定することは困難であるという問題があった。発明の開示

本発明は上述した課題に対処するためになされたものであつて、その目的は、過給機を備える内燃機関に ¾いて現時点より先の時点の筒内空気量を高い精度にて推定することが可能な内燃機関の空気写推定装置を提供することにある。

かかる目的を達成するため本発明の空気量推定装置は外 §Bカゝら取り込んだ空気を気筒内に導入する吸気通路と前記吸通路内に配置され同吸気通路内を通流する空気の量を変更するように開度を整可能なスロットル弁と、前記ス Πッ卜ル弁の上流にて刖記吸気通路に配設され同吸気通路内の空気を圧縮するンプレ Vサを有する過給機と、刖記スロッ卜 Jレ弁と目 IJ記過給機の間の前記吸気通路に配設され同吸気通路内の空気を冷却するィン夕クラとを備える内燃機関に適用される。

HU Βΰ空気量推定装置は、前記イン夕クラに供給される空気に刖記過給機により与えられる第 1 ェネルギ ―と同ィン夕クーラの壁と同ィンタークーラ内の空気との間で交換される第 2 ェネルギと、を考慮した同ィンタークーラ内の空気に関する Xネルギ一保存則に基づいて構築されたインターク ―ラモデルを用いて同インターク—ラ内の空気の圧力及び温度を前記スロットル弁の上流の前記吸気通路内の空気であるスロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するインタ一クーラ内空気状態推定手段と、

前記推定されたスロル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて前記気筒内に導入されている空気の量で αδる筒内空気量を推定する筒内空気量推定手段と，

を備える。

これによれば、イン夕クーラに供給される空気に過給機により与えられる第 1 ェネルギ ―と、ィンターク ―ラの壁と同ィン夕―ク

—ラ内の空気との間で交換される第 2 ェネルギーと、を考してインタークーラ内の空の圧力及び温度がス Ρ ットル弁の上流の吸気通路内の空気（スロ V ル弁上流空気 ) の圧力及び温度としてそれぞれ推定される。そして、推定されたス Π ッ卜ル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて気筒内に導入されている空気の量でめる筒內空気量が推定される。

この結果、過給機の圧縮仕事量及びィン夕クラの壁と空気との間の伝熱量が考慮されるので、スロッ卜ル弁上流空気の圧力及び温度が精度良く推定されるれにより内燃機関の気筒内に導入されている空気の量（筒内空気量 ) を精度良く推定することがでさこの場合、前記インタークーラ内空気状態推定手段は、前記過給機のコンプレッサの回転速度に基づいて前記第 1 エネルギーを推定するように構成されてなることが好適である。

過給機の運転状態を表す過給機のコンプレッサの回転速度であるンプレッサ回転速度とインタクーラに供給される空気に同過給機により与えられる第 1 ェネルギ一とは非常に相関が強い。従って上記のようにン夕ークーラ内空気状推定手段を構成すれば、上記第 1 ェネルギ —が精度良く推定されるれにより、過給機の転状態が変動しても、スロッ卜ル弁上流空気の圧力及び温度を精度良く推定するとができる。

この場合、前記空気量推定装置は、

前記過給機のコンプレッサの回転速度を検出するコンプレッサ回転速度検出手段を備えるとともに、

前記インタークーラ内空気状態推定手段は、

前記検出されたコンプレッサの回転速度に基づいて現時点より先の時点の前記第 1 エネルギーを推定し、同推定された先の時点の第 1 エネルギーを前記インタ一クーラモデルにて使用される前記第 1 エネルギーとして採用することにより同先の時点の前記インタークーラ内の空気の圧力及ぴ温度を同先の時点の前記スロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するように構成され、

前記筒内空気量推定手段は、

前記推定された先の時点の前記スロットル弁上流の圧力及び

、 ί)曰度に基づいて同先の時点の前記筒内空気量を推定するように構成されてなることが好適である。

本発明の発明者は種々の検討を行った結果ンプレッサ回転速度は現時点から筒内空気量が推定される先の時占までのい時間内では殆ど変化しないという知見を得た。従つて上記のように空気里推定装置を構成すれば、同先の時点の上記第 1 Xネルギが精度良く推定される。これにより、過給機を備える内燃機関において、現時点より先の時点の過給機の運転状態を般に複となる過給機モデルにより推定しなくとも、同先の時点のス口 V 卜ル弁上流空気の圧力及び温度を精度良く推定することがでさるの •δ士果、同先の時点の筒内空気量を精度良く推定することができる図面の簡単な説明

図 1 は、本発明の実施形態に係る空気量推定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、スロットル弁開度を制御するとともに筒内空気量を推定するためのロジック及ぴ各種モデルの機能ブロック図である。

図 3 は、図 1 に示した C P Uが参照するアクセルペダル操作量と目標スロットル弁開度との関係を規定したテーブルを示した図である。

図 4は、暫定目標スロットル弁開度、目標スロットル弁開度及び予測スロットル弁開度の変化を示したタイムチャートである。

図 5 は、予測スロットル弁開度を算出する際に用いる関数を示したグラフである。

図 6 は、図 1 に示した C P Uが参照するインタ一クーラ内圧力を吸気圧力で除した値及びコンプレッサ回転速度とコンプレッサ流出空気流量との関係を規定したテーブルを示した図である。

図 7 は、図 1 に示した C P Uが参照するコンプレッサ流出空気流量及びコンプレッサ回転速度とコンプレッサ効率との関係を規定したテーブルを示した図である。

図 8 は、図 1 に示した C P Uが実行するスロットル弁開度を推定するためのプログラムを示したフローチヤ一トである。

図 9 は、図 1 に示した C P Uが実行する筒内空気量を推定するためのプログラムを示したフローチヤ一トである。

図 1 0 は、図 1 に示した C P Uが実行するスロットル通過空気流量を推定するためのプログラムを示したフローチャートである。

図 1 1 は、第 1 時点、所定の時間間隔 Δ t0、前回推定時点 t l及び今回推定時点 12の関係を示した模式図である。

図 1 2 は、図 1 に示した C P Uが実行するコンプレッサ流出空気流量及びコンプレッサ付与エネルギーを推定するためのプログラムを示したフローチヤ一トである。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空気量推定装置の各実施形 HEにいて図面を参照しながら説明する。図 1 は、本発明の実施形態に係る刖 BE空気量推定装置を火花点火式多気筒（ 4気筒）内燃機関に用したシステムの概略構成を示している。なお、図 1 は、特定気筒の断面のみを示しているが、他の気筒も同様な構成を備えている o この内燃機関 1 0 は、シリンダブロック、シリンダブ口ク Dヮ一ケース及びオイルパン等を含むシリンダブロック部 2 0 と、シ V ンダブ Dック部 2 0 の上に固定されるシリンダへッド部 3 0 と、シ

U ンダブ口ック部 2 0 に燃料と空気とからなる混合気を供給するための吸気系統 4 0 と、シリンダブロック部 2 0からの排ガスを外部に放出するための排気系統 5 0 と、を含んでいる。

シリンダブロック部 2 0 は、シリンダ 2 1 、ピストン 2 2 、ン

D ッド 2 3及びクランク軸 2 4 を含んでいる。ピストン 2 2 はシ U ンダ 2 1 内を往復動し、ピストン 2 2 の往復動がコンロッド、 2 3 を介してクランク軸 2 4 に伝達され、これにより同クランク軸 2 4が回転するようになつている。シリンダ 2 1 、ピストン 2 2 のへ V ド、及びシンダヘッド部 3 0 は、燃焼室 2 5 を形成している。

シリンダヘッド部 3 0 は、燃焼室 2 5 に連通した吸気ポ卜 3 1

、吸気ポ一ト 3 1 を開閉する吸気弁 3 2 、吸気弁 3 2 を駆動するィンテーク力ムシャフトを含むとともに同インテ一ク力ムシャフ卜の位相角を連続的に変更する可変吸気タイミング装置 3 3 、可変吸気タイミング装置 3 3 のァクチユエ一夕 3 3 a、燃焼室 2 5 に連通した排気ポート 3 4、排気ポート 3 4 を開閉する排気弁 3 5 、排気弁 3 5 を駆動するェキゾ一ストカムシャフト 3 6 、点火プラグ 3 7、点火プラグ 3 7 に与える高電圧を発生するイダ二ッションコイルを含むィグナイタ 3 8及び燃料を吸気ポート 3 1 内に噴射するインジェクタ 3 9 を備えている。

吸気系統 4 0 は、吸気ポート 3 1 に連通したインテ一クマ二ホールド 4 1 、インテークマ二ホールド 4 1 に連通したサージタンク 4

2 、サ一ジタンク 4 2 に一端が接続されインテークマ二ホールド 4 1 及びサ一ジタンク 4 2 とともに吸気通路を形成する吸気ダクト 4

3 、吸気ダクト 4 3 の他端部から下流（サージタンク 4 2 ) に向けて順に吸気ダクト 4 3 に配設されたエアフィルタ 4 4、過給機 9 1 のコンプレッサ 9 1 a、インタ一ク一ラ 4 5 、スロットル弁 4 6 及ぴスロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 a を備えている。なお、スロットル弁 4 6から吸気弁 3 2 までの吸気通路は、吸気管部を構成している。

インタークーラ 4 5 は空冷式であって、吸気通路を通流する空気を内燃機関 1 0 の外部の空気により冷却するようになっている。ィンタークーラ 4 5 は、コンプレッサ 9 l aの出口（下流）からスロットル弁 4 6 までの吸気通路とともにインターク一ラ部を構成している。

スロットル弁 4 6 は吸気ダクト 4 3 に回転可能に支持され、スロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 a により駆動されることにより開度が調整できるようになつている。これにより、スロットル弁 4 6 は、吸気ダクト 4 3の通路断面積を可変とするようになつている。

D Cモ一夕からなるスロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 aは、後述する電気制御装置 7 0が達成する電子制御スロットル弁口ジックにより送出される駆動信号に応じて、実際のスロットル弁開度 0 taが目標スロットル弁開度 0 ttとなるようにスロットル弁 4 6 を駆動するようになつている。

排気系統 5 0 は、排気ポート 3 4 に連通し同排気ポート 3 4 とともに排気通路を形成するェキゾーストマ二ホールドを含む排気管 5 1 、排気管 5 1 内に配設された過給機 9 1 のタービン 9 1 b及ぴタ一ビン 9 1 b の下流の排気管 5 1 に配設された三元触媒装置 5 2 を備えている。

のような配置により、過給機 9 1 のタービン 9 1 b は排ガスのェネルギーにより回転する。更に、タービン 9 1 b は、シャフ卜を介して吸気系統 4 0 のコンプレッサ 9 1 a と連結されている。れにり、吸気系統 4 0 のコンプレッサ 9 1 aが夕ビン 9 1 b と体となって回転して吸気通路内の空気を圧縮する即ち、過給機 9

1 は、内燃機関 1 0 に空気を過給するようになっている。

のシステムは、圧力センサ 6 1 、温度センサ 6 2 ンプレッサ回転度検出手段としてのコンプレッサ回転速度センサ 6

3 カムポジシヨンセンサ 6 4、クランクポジシ a ンセンサ 6 5 転状態量取得手段としてのアクセル開度センサ 6 6及び電気制御装置 7 0 を備えている。

圧力センサ 6 1 は、エアフ.ィル夕 4 4 とコンプレッサ 9 1 aの間の吸気ダク卜 .4 3 に配設されている。圧力センサ 6 1 は、吸気ダク卜 4 3 内の空気の圧力を検出し、コンプレッサ 9 1 aの上流の吸通路内の空気の圧力である吸気圧力 Paを表す信号を出力するよ Ό にな Όている urn.度センサ 6 2 は、エアフィルタ 4 4 とコンプレ Vサ

9 1 aの間の吸気ダクト 4 3 に配設されている。温度センサ 6 2 は吸気ダク h 4 3 内の空気の温度を検出し、コンプレッサ 9 1 a の上流の吸気通路内の空気の温度である吸気温度 Taを表す信号を出力するよになつている。コンプレッサ回転速度センサ 6 3 は、 n ンプレッサ 9 1 a の回転軸が 3 6 0 ° 回転する毎に信号を出力するようになっている。この信号は、コンプレッサ回転速度 Ncmを表す力ムポジションセンサ 6 4 は、インテーク力ムシャフ卜カ S 9 0 回転する毎に (即ち、クランク軸 2 4が 1 8 0 ° 回転する毎に）一つのパルスを有する信号（ G 2信号）を発生するようになっているクランクポジシヨンセンサ 6 5 は、クランク軸 2 4が 1 0 ° 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 2 4が 3 6 0 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つているこの信号は、エンジン回転速度 NEを表す。ァクセル開度センサ

6 6 は、転者によって操作されるアクセルぺダル 6 7 一! ¾

の操作里を検出し、同ァクセルペダルの操作量 Accpを表す信号を出力する Ό になつてい

電気制御装置 7 0 は、互いにバスで接続された C P U 7 1 C P

U 7 1 が実行するプログラム、テーブル（ 'ルックァッフテープルマップ定数等を予め記憶した R O M： 7 2 C P U 7 1 が必要に応じてテ ―夕を一時的に記億する R A M 7 3 電源が投入された状態でデ一夕を記憶するとともに同記憶したつ夕を電源が遮断されている間ち保持するバ yクアップ R A M 7 4及び A Dコンバ一タを含むィン夕フェース 7 5等からなるマィク α ンピュー夕である。ィン夕フェース 7 5 は、前記センサ 6 6 6 と接続され、 C P

U 7 1 にセンサ 6 1 6 6からの信号を供給するととちに、同 C P

U 7 1 の指示に応じて可変吸気夕イミング装置 3 3 のァクチユエタ 3 3 a 、イダナイ夕 3 8 、インジェクタ 3 9及びスロットル弁ァクチュ X一夕 4 6 a に駆動信号（指示信号）を送出するようになつている

次に上記のように構成された内燃機関の気量推定装置による筒内空気量の推定方法の概要について説明する。

の空気里推定置が適用される内燃機関 1 0 においては、ィンジェク夕 3 9 は吸弁 3 2 の上流に配置されているので、吸気弁閉弁時 (吸気行程が終了する時占）までに燃料が噴射されなければならない従つて、筒内に形成される比気の空燃比を目する空燃比と致させる噴射燃料量を決定するためには、この空気量推定装置は燃料噴射前の所定の時点にて吸気弁閉弁時に ·&ける筒内空気量を推定する必要がある。

そこで、この空気量推定装置は、エネルギー保存則、運動量保存則及び質量保存則などの物理法則に基づいて構築された物理モデルを用いて現時点より先の時点のィンタークラ 4 5 内の空気の圧力及び温度を同先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度として推定し、同推定した先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度（即ち、インタークーラ 4 5 内の空気の圧力及び温度）に基づいて、同先の時点の筒内空気量を推定する。

の空気量推定装置は、上記先の時点のィンタ ―ク一ラ 4 5 内の空気の圧力及び温度を推定するための物理モデルとしてィン夕一クラ 4 5 に供給される空気に過給機 9 1 のコンプレッサ 9 1 a により与えられる第 1 エネルギーと、インターク一ラ 4 5 のと同ィン夕クーラ 4 5 内の空気との間で交換される第 2 ェネルギ ―と、を考慮して構築された物理モデルを採用する。

の空気量推定装置は、機能ブロック図である図 2 に示したように、子制御スロットル弁モデル M 1 を備えるとともに上 13物理法則に基づいて構築された物理モデルとして、スロッ卜ルモァ'ル M

2 、吸気弁モデル 3 、コンプレッサモデル M 4 、ィン夕一ク ―ラモデル M 5 、吸気管モデル M 6及び吸気弁モデル M 7 を備えているた、この空気 ■曰.

里推定装置は、電子制御スロットル弁 Dジック A

1 を備えている。なお、コンプレッサモデル M 4及びィン夕一ク一ラモデル M 5 は、ィンターク一ラ内空気状態推定手段の主要な部分を構成している。また、スロッ卜ルモデル M 2 、吸気弁モデル M 3

、吸気管モデル M 6 及び吸気弁モデル M 7 は、筒内空気推定手段の主要な部分を構成している。

モデル M 2 〜 M 7 (スロットルモデル M 2 、吸気弁モデル M 3 、コンプレッサモデル M 4、インタークーラモデル M 5 、吸気管モ了ル M 6及び吸気弁モデル M 7 ) は、ある時ハ占、、における空気の挙動を表すように上記物理法則に基づいて導き出された数式 (以下、厂一般化された数式」とも言う。）により表される

ここで、一般化された数式において使用される値（変数）は、求めたい値が「ある時点」の値であるならば、すべて「め時点 J の値でなくてはならない。即ち、例えば、あるモデルが y = f ( X ) という一般化された数式により表されているとき、現時点よ先の特定の時点の yの値を求めるには、変数 X を同先の特定の時点の値としなければならない。

ところで、前述したように、本空気量推定装置により求めたい筒内空気量は、現時点（演算時点）より先の時点の値である。従って

、後述するようにモデル M 2 〜 M 7 にて使用するスロットル弁開度 Θ t コンプレッサ回転速度 Ncm、吸気圧力 Pa、吸気温度 Ta、ェンジン回転速度 NE及び吸気弁 3 2 の開閉タイミング VT等の値は、すべて現時点より先の時点の値とする必要がある。

のため、本空気量推定装置は、目標とするスロットル弁開度を決定した時点から遅延させてスロッ卜ル弁 4 6 を制御することにより、現時点より先の時点（現時点から現時点より先の第 1 時点（本例では、現時点から遅延時間 TDだけ経過した後の時点）までの時ハ占、ヽ

) のス Πットル弁開度を推定する。

更に、上述したように、コンプレッサ回転速度 Ncmは現時点から

1口 ί内空量が推定される先の時点までの短い時間内ではそれほど大さ <変化しない。そこで、本空気量推定装置は、上記先の時点のンプレッサ回転速度 Ncmとしてコンプレッサ回転速度センサ 6 3 により検出された現時点のコンプレッサ回転速度 Ncmを採用する。

また、吸気圧力 Pa、吸気温度 Ta、エンジン回転速度 NE及び吸気弁 3 2 の開閉タイミング VTも、上記先の時点までの短い時間内ではそれほど大きく変化しない。従って、本空気量推定装置は、上記一般化された数式において、上記先の時点の吸気圧力 Pa、吸気温度 Ta、エンジン回転速度 NE及び吸気弁 3 2の開閉タイミング VTとして、現時点の吸気圧力 Pa、吸気温度 Ta、エンジン回転速度 NE及び吸気弁 3 2 の開閉夕イミング VTをそれぞれ採用する。

以上のように、本空気量推定装置は、推定された現時点より先の時点のスロットル弁開度 0 tと、検出された現時点のコンプレッサ回転速度 Ncmと、現時点の吸気圧力 Pa、吸気温度 Ta、エンジン回転速度 NE及び吸気弁 3 2 の開閉タイミング VTと、上記モデル M 2〜 M 7 と、に基づいて同先の時点の筒内空気量を推定する。

以下、具体的に、各モデル M l 〜M 7 及びロジック A 1 について説明する。なお、以下に述べるスロットルモデル M 2 、吸気弁モデル M 3 、吸気管モデル M 6及び吸気弁モデル M 7 を表す式の導出は周知であるため（特開 2 0 0 1 - 4 1 0 9 5号公報及び特開 2 0 0 3 一 1 8 4 6 1 3号公報を参照。）、本明細書においては詳細な説明を省略する。

<電子制御スロットル弁モデル M 1 と電子制御スロットル弁口ジック A 1 >

電子制御スロットル弁モデル M 1 は、電子制御スロットル弁口ジック A 1 と協働して、現時点までのアクセルペダル操作量 Accpに基づいて上記第 1 時点までのスロットル弁開度 0 tを推定するモデルである。

具体的に述べると、電子制御スロットル弁ロジック A 1 は、図 3 に示したアクセルペダル操作量 Accpと目標スロットル弁開度 Θ ttとの関係を規定するテーブル及びアクセル開度センサ 6 6 により検出された実際のアクセルペダル操作量 Accpに基づいて暫定的な目標スロットル弁開度である暫定目標スロットル弁開度 0 tt 1 を所定時間 Δ Tt 1 (本例では、 2 m s ) の経過毎に決定する。また、電子制御スロットル弁ロジック A 1 は、タイムチャートである図 4 に示したように、この暫定目標スロットル弁開度 0 tt l を所定の遅延時間 TD ( 本例では、 6 4 m s ) 後の時点（第 1 時点）の目標スロットル弁開度 0 ttとして設定する。即ち、電子制御スロットル弁ロジック A 1 は、所定の遅延時間 TD前の時点にて決定された暫定目標スロットル弁開度 0 tt 1 を現時点の目標スロットル弁開度（ ttとして設定する。そして、電子制御スロットル弁ロジック A 1 は、現時点のスロットル弁開度 0 taが現時点の目標スロットル弁開度 0 ttとなるようにスロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 aに対して駆動信号を送出する。

ところで、電子制御スロットル弁ロジック A 1 から上記駆動信号がスロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 a に対して送出されると、同スロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 aの作動の遅れやスロットル弁 4 6 の慣性などにより、実際のスロットル弁開度 0 taは、ある遅れを伴つて目標スロットル弁開度 0 ttに追従する。そこで、電子制御スロットル弁モデル M 1 は、（1)式に基づいて遅延時間 TD後の時点におけるスロットル弁開度を推定（予測）する（図 4を参照。）。

Θ te (k) = Θ te (k - 1) + Δ Tt 1 · f ( Θ tt(k) , Θ te (k ~ 1)) …（1)

( 1)式において、 0 te (k)は今回の演算時点にて新たに推定される予測ス口ットル弁開度 Θ teであり、 Θ tt(k)は今回の演算時点にて新たに設定された目標スロットル弁開度 0 ttであり、 0 te (k— 1)は今回の演算時点にて既に推定されていた予測スロットル弁開度 0 te (即ち、前回の演算時点にて新たに推定された予測スロットル弁開度 0 te ) である。また、関数 f ( Θ tt , 0 te)は、図 5 に示したように、 Θ ttと teとの差 Δ Θ ( = 6» tt - te)が大きい程大きい値をとる関数 ( Δ 0 に関して単調増加する関数 f ) である。

このように、電子制御スロットル弁モデル M 1 は、今回の演算時点にて上記第 1 時点（現時点から遅延時間 TD後の時点）の目標スロットル弁開度 0 ttを新たに決定するとともに、上記第 1時点のスロットル弁開度 0 teを新たに推定し、上記第 1 時点までの目標スロットル弁開度 0 ttと予測スロットル弁開度 0 teとを、現時点からの時間経過に対応させた形で R A M 7 3 に記憶させる（格納する）。なお、上記駆動信号がスロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 a に対して送出された時点から殆ど遅れることなく実際のスロットル弁開度 0 taが目標スロットル弁開度 0 ttとなる場合には、（1)式に換えて式（ 0 te (k) = Θ tt(k) ) を用いてスロットル弁開度を推定してもよい。

<スロットルモデル M 2 >

スロットルモデル M 2 は、本モデルを表す一般化された数式であり、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（2)式及び（3)式に基づいて、スロットル弁 4 6 の周囲を通過する空気の流量（スロットル通過空気流量 ) mtを推定するモデルである。（2)式において、 Ct ( t) はスロットル弁開度 0 tに応じて変化する流量係数、 At ( 0 t) はスロットル弁開度 0 tに応じて変化するスロットル開口断面積（吸気通路内のスロットル弁 4 6 の周囲の開口断面積）、 Picはインタークーラ 4 5 内の空気の圧力であるインタークーラ内圧力（即ち、スロットル弁 4 6 の上流の吸気通路内の空気の圧力であるスロットル弁上流圧力）、 Pmは吸気管部内の空気の圧力である吸気管内圧力、 Ticはィンタークーラ 4 5 内の空気の温度であるインタークーラ内温度（即ち、スロットル弁 4 6 の上流の吸気通路内の空気の温度であるスロットル弁上流温度）、 IIは気体定数及び κ は空気の比熱比（以下、 κ を一定値として扱う。）である。

Pic

mt = Ct(0t)-At(0t) Φ (Pm/Pic) "'(2)

R'Tic

ここで、（2)式の右辺の Ct ( Θ t) 及び At ( Θ t) の積である Ct ( Θ t ) · At ( Θ t) は、スロットル弁開度 0 tに基づいて経験的に決定することができる。そこで、スロットルモデル M 2 は、スロットル弁開度 0 tと、 Ct ( 0 t) * At ( 0 t) と、の関係を規定するテーブル MAPCTATを R O M 7 2 に記憶させていて、電子制御スロットル弁モデル M 1 により推定された予測スロットル弁開度 Θ t(k— 1) ( = Θ te ) に基づいて Ct ( 0 t) · At ( 0 t) ( = MAPCTAT( 0 t(k- 1))) を求める。

更に、スロットルモデル M 2 は、値 Pm/Picと値 Φ (Pm/Pic)との関係を規定するテーブル MAP Φを R〇 M 7 2 に記憶させていて、後述する吸気管モデル M 6 により既に推定されている直前（最新）の吸気管内圧力 Pm(k_ l)を後述するィンタ一クーラモデル M 5 により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力（スロットル弁上流圧力） Pic(k - 1)で除した値（Pm(k— 1)/Pic(k— 1)) と、前記テープル MAP Φ と、から値 Φ (Pm(k一 1)/Pic(k— 1)) ( = MAP Φ (Pm(k - 1)/Pic(k - 1)) ) を求める。スロットルモデル M 2 は、以上のように求めた値 Φ (Pm(k一 1)/Pic(k一 1))と、後述するインターク一ラモデル M 5 により既に推定されている直前（最新）のインターク一ラ内圧力 Pic(k— 1)及びインタークーラ内温度（スロットル弁上流温度） Tic(k一 1)と、を上記（2)式に適用してスロットル通過空気流量 mt(k - 1)を求める。

<吸気弁モデル M 3 >

吸気弁モデル M 3 は、吸気管部内の空気の圧力である吸気管内圧力 Pm、吸気管部内の空気の温度である吸気管内温度 Tm及びィンタ —ク一ラ内温度 Tic等から吸気弁 3 2 の周囲を通過して気筒内に流入する空気の流量である筒内流入空気流量 mcを推定するモデルである。吸気行程（吸気弁 3 2 の閉弁時も含む）における気筒内（シリンダ 2 1 内、燃焼室 2 5 内）の圧力は吸気弁 3 2 の上流の圧力、即ち、吸気管内圧力 Pmとみなすことができるので、筒内流入空気流量 mc は吸気弁閉弁時の吸気管内圧力 Pmに比例すると考えることができる。そこで、吸気弁モデル M 3 は、筒内流入空気流量 mcを、本モデルを表す一般化された数式であり、経験則に基づく下記（5)式にしたがつて求める。

mc = ( Tic/Tm) · ( c · Pm - d) …（5)

上記（5)式において、値 cは比例係数及び値 dは気筒内に残存していた既燃ガス量を反映した値である。値 cは、エンジン回転速度 NE及び吸気弁 3 2 の開閉タイミング VTと定数 cとの関係を規定するテープル MAPC、現時点のエンジン回転速度 NE及び現時点の吸気弁 3 2 の開閉夕イミング V から求めることができる（c=MAP C(NE ,VT))。吸気弁モデル M 3 は、上記テ一ブル MAPCを R 0 M 7 2 に記憶させている。同様に、値 dは、エンジン回転速度 NE及び吸気弁 3 2 の開閉夕イミング VTと定数 dとの関係を規定するテーブル MAPD、現時点のェンジン回転速度 NE及ぴ現時点の吸気弁 3 2 の開閉夕イミング VTから求めることができる（d=MAPD (NE，VT))。吸気弁モデル M 3 は、上記テーブル MAPDを R〇 M 7 2 に記憶させている。

吸気弁モデル M 3 は、後述する吸気管モデル M 6 により既に推定されている直前（最新）の吸気管内圧力 Pm(k— 1)及び吸気管内温度 Tm(k— 1)と、後述するイン夕一クーラモデル M 5 により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内温度 Tic(k— 1)と、を上記 (5)式に適用し、筒内流入空気流量 mc(k— 1)を推定する。

<コンプレッサモデル M 4〉

コンプレッサモデル M 4は、インタークーラ内圧力 Pic、コンプレッサ回転速度 Ncm等に基づいて、コンプレッサ 9 1 aから流出する空気（インタ一クーラ 4 5 に供給される空気）の流量（コンプレツサ流出空気流量） mcm及びインタークーラ 4 5 に供給される空気が過給機 9 1 のコンプレッサ 9 1 a を通過する際に単位時間あたりに同コンプレッサ 9 1 a により与えられるコンプレッサ付与エネルギ一（第 1エネルギー） Ecmを推定するモデルである。

先ず、本モデルにより推定されるコンプレッサ流出空気流量 mcm について説明する。コンプレッサ流出空気流量 mcmは、インターク一ラ内圧力 Picを吸気圧力 Paで除した値 Pic/Paと、コンプレッサ回転速度 Ncmと、に基づいて経験的に推定することができる。従って、コンプレッサ流出空気流量 mcmは、インタークーラ内圧力 Picを吸気圧力 Paで除した値 Pic/Pa及ぴコンプレッサ回転速度 Ncmとコンプレッサ流出空気流量 mcmとの関係を規定するテーブル MAPMCM、ィンタ一クーラ内圧力 Picを吸気圧力 Paで除した値; Pic/Pa及びコンプレツサ回転速度 Ncmに基づいて求められる。

コンプレッサモデル M 4 は、図 6 に示したような上記テーブル MAPMCMを R O M 7 2 に記憶させている。コンプレッサモデル M 4 は、後述するインタークーラモデル M 5 により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力 Pic(k— 1)を現時点の吸気圧力 Paで除した値 Pic(k— 1)/Paと、コンプレッサ回転速度センサ 6 3 により検出された現時点のコンプレッサ回転速度 Ncmと、上記テ一ブル MAPMCMと、からコンプレッサ流出空気流量 mcm(k— 1) ( = MAPMCM(Pic(k - l)/Pa,Ncm) ) を推定する。

なお、コンプレッサモデル M 4は、上記テ一ブル MAPMCMに代えて、標準状態のインタークーラ内圧力 Picstdを標準圧力 Pstdで除した値 Picstd/Pstd及び同標準状態のコンプレツサ回転速度 Ncmstdと、同標準状態のコンプレツサ流出空気流量 mcmstdと、の関係を規定するテ一ブル MAPMCMSTDを R O M 7 2 に記憶させていてもよい。ここで、標準状態は、コンプレッサ 9 1 a に流入する空気であるコンプレッサ流入空気の圧力が標準圧力 Pstd (例えば、 9 6 2 7 6 P a ) であるとともにコンプレッサ流入空気の温度が標準温度 Tstd (例えば、 3 0 3 . 0 2 K ) である状? Jである。この場合、コンプレッサモデル M 4は、インタークーラ内圧力： Pic を吸気圧力 Paで除した値 Pic/Paと、コンプレッサ回転速度センサ 6 3 により検出された現時点のコンプレツサ回転速度 Ncmを下記（6)式の右辺に適用して得られる標準状態のコンプレッサ回転速度 Ncmstd と、上記テ一ブル MAPMCMSTDと、から上記標準状態のコンプレツサ流出空気流量 mcmstdを求め、同求めた標準状態のコンプレッサ流出空気流量 mcmstdを下記（7)式の右辺に適用してコンプレッサ流入空気の圧力が吸気圧力 P aであるとともにコンプレッサ流入空気の温度が吸気温度 Taである状態のコンプレッサ流出空気流量 memを求める

Ncmstd = Ncm■

次に、本モデルにより推定されるコンプレッサ付与エネルギー Ecmについて説明する。コンプレッサ付与エネルギー E cmは、本モデルの一部を表す一般化された数式であり、エネルギー保存則に基づいた下記（8)式、コンプレッサ効率 7? 、コンプレッサ流出空気流量 mcm、インタークーラ内圧力 Picを吸気圧力 Paで除した値 Pic/P a及び吸気温度 Taにより求められる。

Pic

Ecm = Cp■ mcm■ Ta -- …

Pa Ό

ここで、 Cpは空気の定圧比熱である。また、コンプレッサ効率？7 は、コンプレッサ流出空気流量 mcmと、コンプレッサ回転速度 Ncm と、に基づいて経験的に推定することができる。従って、コンプレッサ効率 η は、コンプレッサ流出空気流量 mem及びコンプレッサ回転速度 Ncraとコンプレッサ効率 7? との関係を規定するテーブル MAPETA、コンプレッサ流出空気流量 mem及びコンプレッサ回転速度 Ncmに基づいて求められる。コンプレッサモデル M 4 は、図 7 に示したような上記テーブル MAPETAを R O M 7 2 に記憶させている。コンプレッサモデル M 4 は、上記推定されたコンプレッサ流出空気流量 mcm(k— 1)と、コンプレッサ回転速度センサ 6 3 により検出された現時点のコンプレツサ回転速度 Ncmと、上記テーブル MAPETAと、からコンプレッサ効率（k— 1) ( = MAPETA(mcm (k - l) , Ncm) ) を推定する。

そして、コンプレッサモデル M 4は、同推定されたコンプレッサ効率？7 (k— 1)と、上記推定されたコンプレッサ流出空気流量 mcm(k 一 1)と、後述するインタークーラモデル M 5 により既に推定されている直前（最新）のインタ一クーラ内圧力 Pic(k— 1)を現時点の吸気圧力 P aで除した値 Pic(k— 1)/P aと、現時点の吸気温度 Taと、を上記 (8)式に適用してコンプレッサ付与エネルギー Ecm(k— 1)を推定する。なお、図 6及び図 7 に示したように、コンプレッサ流出空気流量 mem及びコンプレッサ効率？は、コンプレッサ回転速度 Ncmと非常に相関が強い。従って、コンプレッサ流出空気流量 mcm及びコンプレッサ効率 77 に基づいて推定されるコンプレッサ付与エネルギー

Ecmも、. コンプレッサ回転速度 Ncmと非常に相関が強い。

ここで、コンプレッサモデル M 4の一部を記述した上記（8)式の導出過程について説明する。以下、コンプレッサ 9 1 a に流入してから流出するまでの空気のエネルギーのすべてが温度上昇に寄与する (即ち、運動エネルギーを無視する）ことを仮定する。

コンプレッサ 9 1 a に流入する空気であるコンプレッサ流入空気の流量を mi及ぴ同コンプレッサ流入空気の温度を Tiとおくとともに、コンプレッサ 9 l aから流出する空気であるコンプレッサ流出空気の流量を mo及び同コンプレッサ流出空気の温度を Toとおくと、コンプレッサ流入空気のエネルギーは Cp · mi · Tiとなり、コンプレツサ流出空気のエネルギーは Cp · mo · Toとなる。コンプレッサ流入空気のエネルギーにコンプレッサ付与エネルギー Ecmを加えたエネルギ一はコンプレッサ流出空気のエネルギーと等しいので、エネルギ一保存則に基づく下記（9)式が得られる。

Cp · mi · Ti + Ecm = Cp · mo · To …（9)

ところで、コンプレッサ流入空気の流量 miはコンプレッサ流出空気の流量 moと等しいので、下記（10)式が得られる。

Ecm = Cp · mo · (To - Ti) …（10)

一方、コンプレッサ効率 77 は、下記（11)式により定義される。

ここで、 Piはコンプレッサ流入空気の圧力及び Poはコンプレッサ流出空気の圧力である。上記（11)式を上記（10)式に代入すると、下記 ( 12)式が得られる。

Po κ 1

Ecm = Cp"mo"l ι 一 1 (12)

Pi

ところで、コンプレッサ流入空気の圧力： Pi及び温度は、それぞれ吸気圧力 P a及び吸気温度 Taと等しいと考えることができる。また、圧力は温度に比較して伝播しやすいので、コンプレッサ流出空気の圧力 Poはィンタークーラ内圧力 Picと等しいと考えることができる。更に、コンプレッサ流出空気の流量 moはコンプレッサ流出空気流量 memである。これらを考慮すれば、上記（12)式から上記（8)式が得られる。

<ィン夕一クーラモテリレ M 5 >

インタークーラモデル M 5 は、本モデルを表す一般化された数式であり、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 ( 13)式及び下記（14)式、吸気温度 Ta、インタ一クーラ部に流入する空気の流量（即ち、コンプレッサ流出空気流量） mcm、コンプレッサ付与エネルギー E cm及びインタークーラ部から流出する空気の流量 (即ち、スロットル通過空気流量） mtから、インタークーラ内圧力 Pic及びインタークーラ内温度 Ticを求めるモデルである。なお、下記（13)式及び下記（14)式において、 Vicはィンタークーラ部の容積である。

d(Pic/Tic) / dt = (R/Vic) - (mcm— mt) ·'· ( 13)

dPic/dt = κ · (R/Vic) · (mcm · Ta— mt · Tic)

+ ( κ - l)/(Vic) · (Ecm - K · (Tic - Ta)) …（14)

インタークーラモデル M 5 は、コンプレッサモデル M 4 により取得されたコンプレッサ流出空気流量 ni cni (k— 1)及びコンプレッサ付与エネルギー Ecm (k— 1)と、スロットルモデル M 2 により取得されたスロットル通過空気流量 mt(k— 1)と、現時点の吸気温度 Taと、を上記（13)式及び上記（14)式の右辺に適用する。そして、（13)式及び（14) 式に基づく計算を行って、最新のインターク一ラ内圧力 Pic(k)及びィンタ一クーラ内温度 Tic(k)を推定する。

ここで、インタークーラモデル M 5 を記述した上記（13)式及び上記 (14)式の導出過程について説明する。先ず、インタ一クーラ部内の空気に関する質量保存側に基づく（13)式について検討する。インタークーラ部の総空気量を Mとすると、総空気量 Mの単位時間あたりの変化量（時間的変化）は、インタークーラ部に流入する空気の流量に相当するコンプレッサ流出空気流量 _{m cm}と、同インタ一クーラ部から流出する空気の流量に相当するスロットル通過空気流量 mtと、の差であるから、質量保存則に基づく下記（15)式が得られる。

dM/ dt = mcm - mt … (15)

また、状態方程式は下記（16)式となるから、上記（15)式に下記（16) 式を代入して総空気量 Mを消去するとともに、ィンタークーラ部の容積 Vicが変化しないことを考慮すると、質量保存則に基づく上記 ( 13)式が得られる。

Pic - Vic = M - R - Tic …（16)

次に、イン夕一クーラ部内の空気に関するエネルギー保存則に基づく（14)式について検討する。インターク一ラ部内の空気のエネルギ " M - Cv ic ( Cvは空気の定容比熱）の単位時間あたりの変化量（ d(M - Cv - Tic)/dt ) は、単位時間あたりにイン夕一クーラ部内の空気に与えられるエネルギーと、単位時間あたりに同インタークーラ部内の空気から奪われるエネルギーと、の差に等しい。以下、インタ —クーラ部内の空気のエネルギーのすべてが温度上昇に寄与する（即ち、運動エネルギ一を無視する〉ことを仮定する。

上記インターク一ラ部内の空気に与えられるエネルギーは、イン夕一クーラ部に流入する空気のエネルギーである。このィンタークーラ部に流入する空気のエネルギ一は、コンプレッサ 9 1 a により圧縮されないと仮定した場合に吸気温度 Taのままインタークーラ部に流入する空気のエネルギー Cp · mcm · Taと、インタークーラ部に流入する空気に過給機 9 1 のコンプレッサ 9 1 a により与えられるコンプレッサ付与エネルギー Ecmと、の和に等しい。

一方、上記インタークーラ部内の空気から奪われるエネルギーは、インタークーラ部から流出する空気のエネルギー Cp · mt · Ticと、インタークーラ 4 5 内の S気とイン夕一クーラ 4 5 の壁との間で交換されるエネルギーである第 2エネルギーと、の和に等しい。

この第 2 エネルギーは、一般的な経験則に基づく式から、インタ一クーラ 4 5 内の空気の温度 Ticと、インタークーラ 4 5 の壁の温度 Ticwと、の差に比例する値 K · (Tic - Ticw)として求められる。ここで、 Kは、インタークーラ 4 5 の表面積と、インターク一ラ 4 5 内の空気とインタ一クーラ 4 5 の壁との間の熱伝達率と、の積に応じた値である。ところで、上述したように、インタークーラ 4 5 は、内燃機関 1 0 の外部の空気により吸気通路内の空気を冷却するようになっているので、インタークーラ 4 5 の壁の温度 Ticwは内燃機関 1 0 の外部の空気の温度と略等しい。従って、インタークーラ 4 5 の壁の温度 Ticwは吸気温度 Taと等しいと考えることができるので、第 2エネルギーは、値 K · (Tic一 Ta)として求められる。

以上により、インタークーラ部内の空気に関するエネルギー保存則に基づく下記（17)式が得られる。

d(M-CvTic)/dt= Cp-mcm-Ta- Cp - nit- Tic

+ Ecm— K · (Tic— Ta) …（17)

ところで、比熱比 κは下記（18)式、マイヤ一の関係は下記（19)式で示されるから、上記（16)式（Pic'Vic=M':R'Tic)、下記（18)式及び下記（19)式を用いて上記（17)式を変形することにより、上記（14)式が得られる。ここで、インタ一クーラ部の容積 Vicは変化しないことが考慮されている。

κ = Cp/Cv … (18)

Cp= Cv+ R - (19)

<吸気管モデル M 6 >

吸気管モデル M 6 は、本モデルを表す一般化された数式であり、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（ 20 )式及び下記（21)式、吸気管部に流入する空気の流量（即ち、スロットル通過空気流量） mt、インターク一ラ内温度（即ち、スロットル弁上流温度） Tic及び吸気管部から流出する空気の流量（即ち、筒内流入空気流量） mcから、吸気管内圧力 Pm及び吸気管内温度 Tmを求めるモデルである。なお、下記（20)式及び下記（21)式において、 Vmは吸気管部（スロットル弁 4 6から吸気弁 3 2 までの吸気通路）の容積である。

d(Pm/Tm)/dt= ( /Vm) - (mt— mc) …（20)

dPm/dt= κ · (R/Vm) · (mt · Tic- mc · Tm) 〜（21) 吸気管モデル M 6 は、スロットルモデル M 2 により取得されたス口ットル通過空気流量 mt(k— 1)と、吸気弁モデル M 3 により取得された筒内流入空気流量 mc(k— 1)と、インタークーラモデル M 5が推定した最新のインタ一クーラ内温度（スロットル弁上流温度） Tic(k) と、を上記（20)式及び上記（21)式の右辺に適用する。そして、（20)式及び（21)式に基づく計算を行って、最新の吸気管内圧力 Pm(k)及び吸気管内温度 Tm(k)を推定する。

<吸気弁モデル M 7 >

吸気弁モデル M 7 は、上述の吸気弁モデル M 3 と同様のモデルを含んでいる。吸気弁モデル M 7 においては、上記吸気管モデル M 6 が推定した最新の吸気管内圧力 Pm(k)及び吸気管内温度 Tm(k)と、上記インタークーラモデル M 5が推定した最新のインタ一クーラ内温度 Tic(k)と、を本モデルを表す一般化された数式であり上記経験則に基づく（5)式（mc= (Tic/Tm) · (c · Pm— d)) に適用して最新の筒内流入空気流量 mc(k)を求める。そして、吸気弁モデル M 7 は、求めた筒内流入空気流量 mc(k)に現時点のエンジン回転速度 NE及び現時点の吸気弁 3 2 の開閉タイミング VTから算出される吸気弁 3 2が開弁してから閉弁するまでの時間 Tintを乗じることにより推定される筒内空気量である予測筒内空気量 KLfwdを求める。

次に、電気制御装置 7 0 の実際の作動について、図 8 〜図 1 2 を参照しながら説明する。

<ス口ットル弁開度推定 >

C P U 7 1 は、図 8 にフローチヤ一トにより示したスロットル弁開度推定ルーチンを所定の演算周期 Δ Tt 1 (本例では、 2 m s ) の経過毎に実行することにより、上記電子制御スロットル弁モデル M 1 及び上記電子制御スロットル弁ロジック A 1 の機能を達成する。具体的に述ぺると、 C P U 7 1 は所定のタイミングにてステップ 8 0 0 から処理を開始し、ステップ 8 0 5 に進んで変数 i に Γ 0」を設定し、ステップ 8 1 0 に進んで変数 i が遅延回数 ntdlyと等しいか否かを判定する。この遅延回数 ntdlyは、遅延時間 TD (本例では、 6 m s ) を上記演算周期 A Tt l で除した値（本例では、 3 2 ) である。

この時点で変数 i は「 0」であるから、 C P U 7 1 はステップ 8 1 0 にて「 N o」と判定し、ステップ 8 1 5 に進んで目標スロットル弁開度 0 tt(i)に目標スロットル弁開度 0 tt(i+l)の値を格納するとともに、続くステップ 8 2 0 にて予測スロットル弁開度 S te(i)に予測スロットル弁開度 0 te(i+ l)の値を格納する。以上の処理により、目標スロットル弁開度 0 tt(0)に目標スロットル弁開度 0 tt(l)の値が格納され、予測スロットル弁開度 te (0)に予測スロットル弁開度 0 te(l)の値が格納される。

次いで、 C P U 7 1 は、ステップ 8 2 5 にて変数 i の値を「 1 」だけ増大してステップ 8 1 0 にもどる。そして、変数 i の値が遅延回数 ntdlyより小さければ、再びステップ 8 1 5〜 8 2 5 を実行する。即ち、ステップ 8 1 5〜 8 2 5 は、変数 i の値が遅延回数 ntdlyと等しくなるまで繰り返し実行される。これにより、目標スロットル弁開度 0 tt(i+ l)の値が目標スロットル弁開度 0 tt(i)に順次シフ卜され、予測スロットル弁開度 0 te (i+ l)の値が予測スロットル弁開度 0 te (i)に順次シフトされて行く。

前述のステップ 8 2 5が繰り返されることにより変数 i の値が遅延回数 ntdlyと等しくなると、 C P U 7 1 はステップ 8 1 0 にて「丫 e s 」と判定してステップ 8 3 0 に進み、同ステップ 8 3 0 にて現時点のアクセルペダル操作量 Accpと、図 3 に示したテーブルと、に基づいて今回の暫定目標スロットル弁開度 0 tt l を求め、これを遅延時間 TD後の目標スロットル弁開度 0 ttとするために目標スロットル弁開度 0 tt(ntdly)に格納する。

次に、 C P U 7 1 はステップ 8 3 5 に進み、同ステップ 8 3 5 にて、前回の演算時点にて同演算時点から遅延時間 TD後の予測ス口ットル弁開度 S teとして格納した予測スロットル弁開度 0 te(ntdly一 1) と、上記ステップ 8 3 0 にて遅延時間 TD後の目標スロットル弁開度 0 ttとして格納した目標スロットル弁開度 3 tt(ntdly)と、上記（1)式 (の右辺）に基づくステップ 8 3 5 内に示した式と、に応じて現時点から遅延時間 TD後の予測スロットル弁開度 0 te(ntdly)を算出する。そして、ステップ 8 4 0 にて実際のスロットル弁開度 0 taが目標スロットル弁開度 0 tt(0)となるようにスロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 a に対して駆動信号を送出し、ステップ 8 9 5 に進んで本ル一チンを一旦終了する。

以上のように、目標スロットル弁開度 S ttに関するメモリ（ R A M 7 3 ) においては、本ル一チンが実行される毎にメモリの内容が一つずっシフトされていき、目標スロットル弁開度 0 tt(0)に格納された値が、電子制御スロットル弁ロジック A 1 によりスロットル弁ァクチユエ一夕 4 6 aに出力される目標スロットル弁開度 0 ttとして設定される。即ち、今回の本ルーチンの実行により目標スロットル弁開度 0 tt(ntdly)に格納された値は、今後において本ル一チンが遅延回数 ntdlyだけ繰り返されたとき（遅延時間 TD後）に 0 tt(0)に格納される。また、予測スロットル弁開度 0 teに関するメモリにおいては、同メモリ内の 0 te(in) に現時点から所定時間（m · Δ Τΐ) 経過後の予測スロットル弁開度 Θ teが格納される。この場合の値 mは、 0 〜 ntdlyの整数である。

<筒内空気量推定 >

一方、 C P U 7 1 は、図 9 にフローチャートにより示した筒内空気量推定ルーチンを所定の演算周期 Δ Τ1; 2 (本例では、 8 m s ) の経過毎に実行することにより、現時点より先の時点の筒内空気量を推定する。具体的に説明すると、所定のタイミングになったとき、 C P U 7 1 はステップ 9 0 0から処理を開始し、ステップ 9 0 5 に進んで上記スロットルモデル M 2 によりスロットル通過空気流量 mt(k一 1)を求めるため、図 1 0 のフ口一チャートに示したステップ 1 0 0 0 に進む。

次いで、 C P U 7 1 は、ステップ 1 0 0 5 に進んで、図 8 のスロットル弁開度推定ルーチンによりメモリに格納されている 0 te(m) ( mは、 0 〜！ itdlyの整数）から、現時点より所定の時間間隔 Δ ΐΟ (本例では、特定の気筒の燃料噴射開始時期前の所定の時点（噴射燃料量を決定する必要がある最終の時点）から同気筒の吸気行程における吸気弁 3 2 の閉弁時（第 2時点）までの時間）だけ後の時点と最も近い時点のスロットル弁開度として推定された予測スロットル弁開度 0 te(m)を予測スロットル弁開度 S t(k— 1)として読み込む。以下、説明の便宜上、前回の演算時点における上記予測スロットル弁開度 0 t(k— 1)に対応する時点を前回推定時点 tlとし、今回の演算時点における上記予測スロットル弁開度 0 t(k— 1)に対応する時点を今回推定時点 t2とする（第 1 時点、所定の時間間隔 Δ ΐ0、前回推定時点 tl及び今回推定時点 t2の関係を示した模式図である図 1 1 を参照。）そして、 C P U 7 1 は、ステップ 1 0 1 0 に進んで、上記（2)式の Ct ( Θ t) - At ( Θ t) を、上記テーブル MAPCTATと、予測スロットル弁開度 0 t(k— 1)と、から求める。

次に、 0 11 7 1 はステップ 1 0 1 5 に進んで、前回の図 9'のル一チンの実行時における後述するステップ 9 2 5 にて求められた前回推定時点 tlにおける吸気管内圧力 Pm(k— 1)を前回の図 9 のル一チンの実行時における後述するステップ 9 2 0 にて求められた前回推定時点 tlにおけるインタ一クーラ内圧力 Pic(k— 1)で除した値（Pm(k — 1)/Pic(k— 1)) と、上記テーブル ΜΑΡ Φ と、から値 (Pm(k— 1)/Pic(k- 1))を求める。

そして、。？ 11 7 1 はステップ 1 0 2 0 に進んで、上記ステップ 1 0 1 0及ぴステップ 1 0 1 5 にてそれぞれ求めた値と、上記スロットルモデル M 2 を表す (2)式に基づくステップ 1 0 2 0 内に示した式と、前回の図 9 のルーチンの実行時における後述するステップ 9 2 0 にて求められた前回推定時点 tlにおけるインタークーラ内圧力 Pic(k- 1)及びィンターク一ラ内温度 Tic(k— 1)と、に基づいて前回推定時点 tlにおけるスロットル通過空気流量 mt(k— 1)を求め、ステツプ 1 0 9 5 を経由して図 9のステップ 9 1 0 に進む。

C P U 7 1 は、ステップ 9 1 0 にて上記吸気弁モデル M 3 を表す (5)式の係数 cを、上記テ一ブル MAPCと、現時点のエンジン回転速度 NE及び現時点の吸気弁 3 2の開閉タイミング VTと、から求める。また、同様に値 dを、上記テーブル MAPDと、現時点のエンジン回転速度 NE及び現時点の吸気弁 3 2 の開閉タイミング VTと、から求める。そして、 C P U 7 1 は、同ステップ 9 1 0 にて上記吸気弁モデル M 3 を表す（5)式に基づくステップ 9 1 0 内に示した式と、前回の本ル一チンの実行時における後述するステップ 9 2 0 にて求められた前回推定時点 tlにおけるインタークーラ内温度 Tic(k一 1)と、前回の本ル一チンの実行時における後述するステップ 9 2 5 にて求められた前回推定時点 tlにおける吸気管内圧力 Pm(k— 1)及び吸気管内温度 Tm(k一 1)と、に基づいて前回推定時点 tlにおける筒内流入空気流量 mc(k- 1)を求める。

次に、 C P U 7 1 はステップ 9 1 5 に進んで上記コンプレッサモデル M 4 によりコンプレッサ流出空気流量 mcin(k— 1)及びコンプレッサ付与エネルギー Ecm(k— 1)を求めるため、図 1 2 のフローチヤ一トに示したステップ 1 2 0 0 に進む。

次いで、 C P U 7 1 は、ステップ 1 2 0 5 に進んでコンプレッサ回転速度センサ 6 3 により検出されたコンプレッサ回転速度 Ncmを読み込む。次に、 C P U 7 1 は、ステップ 1 2 1 0 に進んで、上記テーブル MAPMCMと、前回の図 9 のルーチンの実行時における後述するステップ 9 2 0 にて求められた前回推定時点 tlにおけるインタ —クーラ内圧力 Pic(k— 1)を現時点の吸気圧力 Paで除した値 Pic(k— 1)/Pa及び上記ステップ 1 2 0 5 にて読み込んだコンプレッサ回転速度 Ncmと、から前回推定時点 tlにおけるコンプレッサ流出空気流量 mcm(k— 1) 求める。

そして、 C P U 7 1 は、ステップ 1 2 1 5 に進んで、上記テ一ブル MAPETAと、上記ステップ 1 2 1 0 にて求められたコンプレッサ流出空気流量 mcm(k— 1)及び上記ステップ 1 2 0 5 にて読み込んだコンプレッサ回転速度 Ncmと、からコンプレッサ効率（k一 1)を求める。

次に、 C P U 7 1 は、ステップ 1 2 2 0 に進んで、前回の図 9 のルーチンの実行時における後述するステップ 9 2 0 にて求められた前回推定時点 tlにおけるインターク一ラ内圧力 Pic(k— 1)を現時点の吸気圧力 Paで除した値 Pic(k— 1)/Paと、上記ステップ 1 2 1 0 にて求めたコンプレッサ流出空気流量 mcin(k— 1)と、上記ステップ 1 2 1 5 にて求めたコンプレッサ効率（k一 1)と、現時点の吸気温度 Ta と、コンプレッサモデル M 4の一部を表す上記（8)式に基づくステツプ 1 2 2 0 内に示した式と、に基づいて前回推定時点 tlにおけるコンプレッサ付与エネルギー Ecm(k— 1)を求め、ステップ 1 2 9 5 を経由して図 9 のステップ 9 2 0 に進む。

C P U 7 1 は、ステップ 9 2 0 にて上記インタ一クーラモデル M 5 を表す（13)式及び（14)式を離散化したステツプ 9 2 0内に示した式 (差分方程式）と、上記ステップ 9 0 5及ぴステップ 9 1 5 にてそれぞれ求めたスロットル通過空気流量 mt(k— 1)、コンプレッサ流出空気流量 mcm(k— 1)及びコンプレツサ付与エネルギー Ecm(k— 1)と、に基づいて、今回推定時点 t2におけるインタークーラ内圧力 Pic(k)と、同インタークーラ内圧力 Pic(k)を今回推定時点 t2におけるインタークーラ内温度 Tic(k)にて除した値 { Pic/Tic} (k)と、を求める。なお、 Δ t はインタ一クーラモデル M 5及び後述する吸気管モデル M 6 で使用される離散間隔を示し、式（ Δ t = t2— tl) により表される。即ち、ステップ 9 2 0 においては、前回推定時点 tlにおけるイン夕一クーラ内圧力： Pic(k— 1)及びィンタークーラ内温度 Tic(k一 1)等から、今回推定時点 t2におけるィンタ一クーラ内圧力 Pic(k)及びィン夕一クーラ内温度 Tic(k)が求められる。

次に、 C P U 7 1 はステップ 9 2 5 に進み、上記吸気管モデル M 6 を表す（20)式及び（21)式を離散化したステップ 9 2 5 内に示した式 (差分方程式）と、上記ステップ 9 0 5及びステップ 9 1 0 にてそれぞれ求めたスロットル通過空気流量 mt(k— 1)及び筒内流入空気流量 mc(k— 1)と、前回の本ル一チンの実行時における上記ステップ 9 2 0 にて求められた前回推定時点 t lにおけるインタークーラ内温度 Tic(k一 1)と、に基づいて、今回推定時点 t2における吸気管内圧力 Pm (k)と、同吸気管内圧力 Pm(k)を今回推定時点 t2における吸気管内温度 Tm(k)にて除した値 { Pm/Tm } (k)と、を求める。即ち、ステツプ 9 2 5 においては、前回推定時点 t lにおける吸気管内圧力 Pm(k— 1)及び吸気管内温度 Tm(k— 1)等から、今回推定時点 t2における吸気管内圧力 Pm(k)及び吸気管内温度 Tm(k)が求められる。

次いで、 C P U 7 1 は、ステップ 9 3 0 にて上記吸気弁モデル M 7 を表す（5)式を用いて今回推定時点 t2における筒内流入空気流量 mc(k)を求める。このとき、係数 c及び値 dとして、上記ステップ 9 1 0 にて求めた値を使用する。また、インタークーラ内温度 Tic(k)、吸気管内圧力 Pm(k)及び吸気管内温度 Tm(k)は、上記ステップ 9 2 0及びステップ 9 2 5 にてそれぞれ求められた今回推定時点 t2における値（最新の値）を用いる。

そして、 C P U 7 1 は、ステップ 9 3 5 に進んで現時点のェンジン回転速度 NEと、現時点の吸気弁 3 2 の開閉タイミング VTと、により求められる吸気弁開弁時間（吸気弁 3 2 が開弁してから閉弁するまでの時間） Tintを計算し、続くステップ 9 4 0 にて上記今回推定時点 t2における筒内流入空気流量 mc(k)に吸気弁開弁時間 Tintを乗じて予測筒内空気量 KLfwdを算出し、ステップ 9 9 5 に進んで本ルーチンを一旦終了する。

このように、検出されたコンプレッサ回転速度 Ncmに基づいて、前回推定時点 t lのコンプレッサ流出空気流量 mcm(k— 1)及びコンプレッサ付与エネルギー Ecm(k— 1)が推定される。次に、同推定されたコンプレッサ流出空気流量 mcm (k— 1)及びコンプレッサ付与エネルギ一 E cm(k _ 1)に基づいて、前回推定時点より微小時間 Δ t だけ先の今回推定時点 t2のィン夕一クーラ内圧力 Pic(k)及びィンターク一ラ内温度 Tic(k)が推定される。そして、同推定されたインターク一ラ内圧力 Pic(k)及びィンタ一クーラ内温度 Tic(k)に基づいて、同今回推定時点 t2の予測筒内空気量 KLfwdが推定される。

以上のように算出される予測筒内空気量 KLfwdについて、更に、説明する。ここで、説明の便宜上、図 9 の筒内空気量推定ルーチンの演算周期△ Tt 2がクランク軸 2 4が 3 6 0 ° 回転する時間よりも十分に短い場合であって、且つ、所定の時間間隔 Δ t0が大きく変化しない場合を考える。このとき、今回推定時点 t2は、上述した筒内空気量推定ルーチンの実行が繰り返される毎に略演算周期 Δ Tt 2 だけ先の時点へと移行していく。そして、特定の気筒の燃料噴射開始時期前の所定の時点（噴射燃料量を決定する必要がある最終の時点 ) にて本ルーチンが実行されると、今回推定時点 t2は上記第 2 時点

(同気筒の吸気行程における吸気弁 3 2 の閉弁時）と略一致する。従って、この時点にて算出される予測筒内空気量 KLfwdは、上記第 2時点の筒内空気量の推定値となっている。

以上説明したように、本発明による内燃機関の空気量推定装置の実施形態は、インタークーラ 4 5 に供給される（流入する）空気に過給機 9 1 のコンプレッサ 9 1 a により与えられるコンプレッサ付与エネルギー（第 1 エネルギー）と、インターク一ラ 4 5 の壁と同インタークーラ 4 5 内の空気との間で交換される第 2エネルギーと、を考慮して、インタークーラ 4 5 内の空気の圧力及び温度をスロットル弁 4 6 の上流の吸気通路内の空気（スロットル弁上流空気）の圧力及び温度としてそれぞれ推定する。これにより、過給機 9 1 の圧縮仕事量及びインタ一クーラ 4 5 の壁と空気との間の伝熱量が考慮されるので、スロットル弁上流空気の圧力及び温度が精度良く推定される。そして、上記実施形態は、推定したスロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて筒内空気量を推定する。これにより、内燃機関 1 0 の気筒内に導入されている空気の量（筒内空気量）を精度良く推定することができる。

更に、上記実施形態は、過給機の転状態を表すンプレッサ回転速度（過給機 9 1 のコンプレツサ 9 1 a の回転速度 ) に基づいて上記コンプレッサ付与エネルギーを推定する。れにり過給機

9 1 の運転状態が変動しても、ス D ッ卜ル弁上流空 (ィン夕クラ 4 5 内の空気）の圧力及び温度を精度良く推定するとがでさス

o

加えて、上記実施形態は、コンプレッサ回転速度センサ 6 3 により検出された現時点のコンプレツサ回転速度に基づいて現時占 c Ό 先の時点の上記コンプレッサ付与ェネルギーを推定するれに

Ό 、過給機を備える内燃機関において上記先の時占の過給機 9 1 の運転状態を一般に複雑となる過給機モデルにより推定しな < とも同先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度を in度良 <推定することができる。この結果、同先の時点の筒内空気里を度良ぐ推定することができる。

なお、本発明は上記実施形態に限定されることはなぐ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上記実施形態においては、遅延時間 TDを一定の時間としていたが、内燃機関 1 0 が所定のクランク角度（例えば、クランク角度にして 2

7 0 ° ) だけ回転するのに要する時間 T270とする等、ェンンン回転速度 NEに応じた可変の時間とすることもできる。

また、上記実施形態においては、インタークーラ 4 5 を空冷式としていたが、吸気通路を通流する空気を冷却水を循環させることにより冷却する水冷式としてもよい。この場合、空気量推定装置は冷却水の温度 Twを検出する水温センサを備え、同水温センサにより検出された冷却水の温度 Twに基づいてインタークーラ 4 5 内の空とインタークーラ 4 5 の壁との間で交換されるエネルギ ― (第 2 X ネルギ一）を求めてもよい。即ち、ィンタークーラモデル M 5 にいて上記（14)式に換えて、下記（22)式が使用される。

dPic/dt = κ · (R/Vic) · (mcm · Ta— mt · Tic)

+ ( K - l)/(Vic) · (E cm - K · (Tic一 Tw)) (22)

更に、上記実施形態においては、過給機をターボ式過給機としていたが、機械式又は電気式の過給機とすることもできる。

Claims

請求の範囲

1 . 外カゝら取り込んだ空を気筒内に導入する吸気通路と、記吸気通路内に配置され同吸通路内を通流する空気の量を変更するよに開度を整可能なス口ッ卜ル弁と、刖 BC1スロッ卜ル弁の上流にて刖記吸気通路に配設され吸気通路内の空気を圧縮するンプレッサを有する過給機と、記ス Π ッ卜ル弁と前記過給機の間の記吸通路に配設され同吸気通路内の空気を冷却するィン夕クラと、を備える内燃機関に適用され、

m B己ィンターク一ラに供給される空気に前記過給機によ与えられる第 1 Xネルギーと、同インタークーラの壁と同ィンタ一ク一ラ内の空気との間で交換される第 2 エネルギ一と、を考慮した同ィンターク一ラ内の空気に関するェネルギー保存則に基づいて構築されたインタ一クーラモァルを用いて、同インタークーラ内の空気の圧力及び温度刖己ス Π ソトル弁の上流の前記吸気通路内の空気であるスロッ卜ル弁上流気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するィンタ—クーラ内空気状態推定手段と、

前記推定されたスロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて前記気筒内に導入されている空気の量である筒内空気量を推定する筒内空気量推定手段と、

を備えた内燃機関の空気量推定装置。

2 . 請求の範囲 1 に記載の内燃機関の空気量推定装置であって、前記インタークーラ内空気状態推定手段は、前記過給機のコンプレッサの回転速度に基づいて前記第 1 エネルギーを推定するように構成されてなる

内燃機関の空気量推定装置。

3 . 請求の範囲 2 に記載の内燃機関の空気量推定装置であって、前記過給機のコンプレッサの回転速度を検出するコンプレッサ回転速度検出手段を備えるとともに、

前記インタークーラ内空気状態推定手段は、

前記検出されたコンプレッサの回転速度に基づいて現時点より先の時点の前記第 1 エネルギーを推定し、同推定された先の時点の第

1 エネルギー'を前記ィン夕ークーラモデルにて使用される前記第 1 エネルギーとして採用することにより同先の時点の前記インタークーラ内の空気の圧力及び温度を同先の時点の前記スロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するように構成され、

前記筒内空気量推定手段は、

前記推定された先の時点の前記スロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて同先の時点の前記筒内空気量を推定するように構成されてなる

内燃機関の空気量推定装置。