JP2011012632A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】実際の流量が零のときに正の流量を出力するエアフロメータを備え、吸気弁が停止している状態から再駆動したときに筒内充填空気量を精度良く推定できる内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】内燃機関の制御装置は、吸気管内圧力を推定する吸気管内圧力推定手段と、エアフロメータの予想出力値を算出し、予想出力値から算出した吸気管内圧力と、実際のエアフロメータの出力値から算出した吸気管内圧力との差を誤差圧力として算出する誤差推定手段とを備える。吸気弁の駆動期間には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差圧力を減算した圧力に基づいて筒内吸入空気流量を算出し、吸気弁を停止状態から再駆動すべき場合には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力に基づいて筒内吸入空気流量を算出する。
【選択図】図１９

Description

本発明は、内燃機関の制御装置に関する。

内燃機関の運転を適切に行なうためには、燃焼時の空燃比を目標空燃比にできるだけ近づけることが好ましい。このために、吸気弁閉弁時に気筒内に充填された空気量（以下、「筒内充填空気量」という）を推定し、筒内充填空気量に応じて燃料噴射量を定める方法が知られている。筒内充填空気量を推定する方法としては、内燃機関の各種パラメータを検出するセンサの出力値を変数とする筒内充填空気量を算出するマップを予め用意しておき、センサの出力値とマップとから筒内充填空気量を推定する方法が知られている。また、スロットル弁や吸気管等のモデルから導き出されるモデル式を予め用意しておき、内燃機関の各種パラメータの値とモデル式を利用した数値計算によって筒内充填空気量を推定する方法が知られている。

このうち、数値計算を利用した方法としては、スロットル弁の開度及び吸気管内圧力に基づいてスロットル弁通過空気流量を算出するスロットルモデルと、スロットル通過空気流量及び筒内吸入空気流量に基づいて吸気管内圧力及び吸気管内温度を算出する吸気管モデルと、吸気管内圧力及び吸気管内温度に基づいて筒内吸入空気流量を算出する吸気弁モデルとからなる筒内充填空気量モデルが提案されている。

特許第３７６０７５７号公報においては、スロットル開度に基づいて演算されるスロットル通過空気量とパージ通路から吸気管に流入するパージ流量との和から吸気管内圧力を算出し、更に、エアフロメータの出力に基づく吸入空気量から吸気管内圧力を算出し、これらの算出された吸気管内圧力に基づいてエンジンに吸入される吸入空気量を算出する吸入空気量算出装置が開示されている。

特許第３７６０７５７号公報

多くの内燃機関では、機関減速運転時に燃焼室への燃料の供給を停止する燃料カット制御を行っている。燃料カット制御中に、吸気弁や排気弁を通常の運転と同様に開弁させると、機関排気通路内に配置された排気浄化触媒に空気が流入する。排気浄化触媒に空気が流入すると、いわゆる排気浄化触媒の酸素被毒を招いてしまい、排気浄化触媒の浄化性能を低下させることになる。このため、多くの内燃機関では、燃料カット制御中には、排気浄化触媒に酸素が流入するのを防止するために、吸気弁を閉止状態で停止させている。

数値計算を利用して筒内に流入する空気量を推定する筒内充填空気量モデルでは、機差ばらつきの影響やそれぞれのモデル式を離散化したために生じる誤差を含む筒内充填空気量が算出される。計算時の誤差を補正するために、機関吸気通路に配置されているエアフロメータの実際の出力値を用いて、算出した吸気管内圧力を補正し、補正した吸気管内圧力に基づいて筒内吸入空気流量を算出することができる。

燃料カット制御等において吸気弁を閉止状態で停止する内燃機関では、吸気弁を閉止状態で停止することにより機関吸気通路の空気流量は零になる。吸気管内圧力は、ほぼ大気圧で定常状態になる。ところが、エアフロメータの実際の出力値を用いて、算出された吸気管内圧力の補正を行なう筒内充填空気量モデルでは、吸気弁を閉止状態で停止したにも関わらず、吸気管内圧力の計算値が上昇するという問題があった。燃料カット制御が終了して吸気弁が再駆動すると、上昇した吸気管内圧力の計算値に基づいて気筒に流入する空気流量が算出される。このために、算出される筒内充填空気量が多くなる。燃料噴射弁からは目標空燃比になるように燃料が噴射されるために燃料噴射量も多くなる。この結果、実際の気筒内の空燃比が目標空燃比よりも小さくなってしまうという問題があった。すなわち、実際の燃焼時の空燃比が目標空燃比よりもリッチ側にずれるという問題があった。

本発明は、吸気弁が閉止状態で停止する内燃機関において、吸気弁が閉止状態で停止している状態から再駆動したときに気筒に流入する空気量を精度良く推定できる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

本発明の第１の内燃機関の制御装置は、内燃機関の運転期間中に吸気弁を閉止状態で停止させることができ、実際の流量が零のときに正の流量値を出力するエアフロメータが機関吸気通路に配置されている内燃機関の制御装置であって、スロットル弁の開度に基づいて、スロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量および気筒内に流入する前回の筒内吸入空気流量に基づいて、吸気管内圧力を算出する吸気管内圧力推定手段と、スロットル弁の実際の開度を検出し、検出した実際の開度に基づいてスロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量に基づいて、エアフロメータによって出力されると予想される予想出力値を算出し、予想出力値に基づいて算出した吸気管内圧力と、実際のエアフロメータの出力値に基づいて算出した吸気管内圧力との差を誤差圧力として算出する誤差推定手段とを備える。吸気弁を駆動している期間には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出する。吸気弁が閉止状態で停止している期間には前回の筒内吸入空気流量を零にし、吸気弁が閉止状態で停止している期間のうち少なくとも一部の期間中に吸気弁を再駆動すべき場合には、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出する。

上記発明においては、吸気弁を閉止状態で停止した後において、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力の上昇率が予め定められた判定値よりも大きいときに吸気弁を再駆動すべき場合には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力に基づいて今回の筒内吸入空気流量を算出し、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力の上昇率が予め定められた判定値以下のときに吸気弁を再駆動すべき場合には、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力に基づいて今回の筒内吸入空気流量を算出することが好ましい。

上記発明においては、吸気弁が閉止状態で停止している期間中において、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力が、予め定められた最大圧力値よりも大きいときに吸気弁を再駆動すべき場合には、予め定められた最大圧力値に基づいて今回の筒内吸入空気流量を算出することが好ましい。

本発明の第２の内燃機関の制御装置は、内燃機関の運転期間中に吸気弁を閉止状態で停止させることができ、実際の流量が零のときに正の流量値を出力するエアフロメータが機関吸気通路に配置されている内燃機関の制御装置であって、スロットル弁の開度に基づいて、スロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量および気筒内に流入する前回の筒内吸入空気流量に基づいて、吸気管内圧力を算出する吸気管内圧力推定手段と、スロットル弁の実際の開度を検出し、検出した実際の開度に基づいてスロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量に基づいて、エアフロメータによって出力されると予想される予想出力値を算出し、予想出力値に基づいて算出した吸気管内圧力と、実際のエアフロメータの出力値に基づいて算出した吸気管内圧力との差を誤差圧力として算出する誤差推定手段とを備える。吸気弁を駆動している期間には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出する。吸気弁が閉止状態で停止している期間には前回の筒内吸入空気流量を零にし、吸気弁が閉止状態で停止している期間において、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力が、予め定められた最大圧力値よりも大きいときに吸気弁を再駆動すべき場合には、予め定められた最大圧力値に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出する。

上記発明においては、予め定められた最大圧力値は、運転期間中にスロットル弁を全開にして定常状態に達しているときに、実際のエアフロメータの出力値を筒内吸入空気流量として算出した吸気管内圧力値により更新することが好ましい。

本発明によれば、吸気弁が閉止状態で停止する内燃機関において、吸気弁が閉止状態で停止している状態から再駆動したときに気筒に流入する空気量を精度良く推定できる内燃機関の制御装置を提供することができる。

実施の形態１における内燃機関の概略図である。 実施の形態１におけるエアフロメータの概略斜視図である。 実施の形態１におけるエアフロメータの熱線計量部の拡大斜視図である。 エアフロメータの出力電圧とエアフロ通過空気流量との関係を示す図である。 実施の形態１における第１のエアモデルのブロック図である。 スロットル弁開度と流量係数との関係を示す図である。 スロットル弁開度と開口断面積との関係を示す図である。 関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。 スロットルモデルの基本概念を示す図である。 吸気管モデルの基本概念を示す図である。 吸気弁モデルの基本概念を示す図である。 筒内充填空気量および筒内吸気空気流量の定義に関する図である。 実施の形態１における第２のエアモデルのブロック図である。 アクセルペダルの踏込み量と目標スロットル弁開度との関係を示す図である。 スロットル通過空気流量と完全放熱量との関係を示す図である。 遅れ放熱量の和とエアフロメータの予想出力値との関係を示す図である。 内燃機関の吸気弁を閉止状態で停止させる制御を行なうときのタイムチャートである。 実施の形態１の第２のエアモデルにおいて、吸気弁停止制御中のブロック図である。 実施の形態１において、吸気弁停止制御中に第２のエアモデルのモデルブロックから算出される吸気管内圧力のグラフである。 実施の形態１において、吸気弁を閉止状態で停止している状態から再駆動すべき時の制御のフローチャートである。 吸気弁が閉止状態で停止している状態から再駆動した後の制御のフローチャートである。 実施の形態２において、吸気弁停止制御中にエアモデルのモデルブロックから算出される吸気管内圧力のグラフである。 実施の形態２において、エアモデルに用いる吸気管内圧力のガード値を算出するフローチャートである。 実施の形態２において、吸気管内圧力と筒内吸入空気流量との関係を示す図である。

（実施の形態１）
図１から図２１を参照して、実施の形態１における内燃機関の制御装置について説明する。

図１は、本実施の形態における内燃機関の概略図である。本実施の形態においては、機関本体１が、筒内噴射型火花点火式である内燃機関を示す。しかしながら、本発明をポート噴射型火花点火式の内燃機関等の別の火花点火式の内燃機関や、圧縮自着火式の内燃機関に適用することができる。

本実施の形態における内燃機関は、機関本体１を備える。機関本体１は、シリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には、各気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４の内壁面周辺部には、燃料噴射弁１１が配置される。また、ピストン３の頂面には燃料噴射弁１１の下方から点火プラグ１０の下方まで延びるキャビティ１２が形成されている。さらに、シリンダヘッド４には、吸気弁６の位相角およびバルブリフト量を連続的に変更可能な吸気弁制御装置１３が設けられている。

各気筒の吸気ポート７は、吸気枝管１４を介してサージタンク１５に連結されている。サージタンク１５は吸気管１６を介してエアクリーナ１７に連結される。吸気管１６内にはステップモータ１８によって駆動されるスロットル弁１９が配置される。一方、各気筒の排気ポート９は排気管２０に連結され、この排気管２０は排気浄化触媒２１を内蔵したケーシング２２に連結される。なお、以下の説明では、スロットル弁１９から吸気弁６までの吸気枝管１４、サージタンク１５、吸気管１６等の部分を吸気管部分２３と称す。

電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１は、ディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６および出力ポート３７を具備する。

スロットル弁１９の上流側の吸気管１６には吸気管１６内を通過して流れる吸入空気流量を検出するエアフロメータ４１が設けられている。さらに、エアクリーナ１７近傍には吸気温度を検出する吸気温度センサ４２と、気圧を検出する気圧センサ４３とが設けられる。スロットル弁１９にはスロットル弁１９の開度を検出するスロットル弁開度センサ４４が設けられており、スロットル弁開度センサ４４はスロットル弁開度に対応する出力信号を発生させる。これらエアフロメータ４１、吸気温度センサ４２、気圧センサ４３およびスロットル弁開度センサ４４はそれぞれ吸入空気流量（質量流量）、吸気温度（大気温度）、気圧およびスロットル弁の開度に対応する出力信号を発生し、この出力信号が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。

また、アクセルペダル４５にはアクセルペダル４５の踏込み量に比例した出力電圧を発生する踏込み量センサ４６が接続され、踏込み量センサ４６の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、クランク角センサ４７は例えばクランクシャフトが１５度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５ではこのクランク角センサ４７の出力パルスから機関回転数が計算される。

一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１、吸気弁制御装置１３およびステップモータ１８に接続される。

図２は、本実施の形態におけるエアフロメータの概略斜視図であり、図３は、本実施の形態におけるエアフロメータの熱線計量部の拡大斜視図である。本実施の形態のエアフロメータ４１は、熱線式流量計であり、流体により奪われる熱量に基づいて流体の流量を算出する流量計である。エアフロメータ４１は、図２に示したように吸気管１６内を流れる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４１ａと、計測された質量流量に応じた電圧を出力する信号処理部４１ｂとを有する。

図３に示すように、熱線計量部４１ａは白金熱線から成る吸気温度計測用抵抗４１ａ１と、この吸気温度計測用抵抗４１ａ１を信号処理部４１ｂに連結して保持するサポート部４１ａ２と、加熱用抵抗（ボビン部）４１ａ３と、この加熱用抵抗４１ａ３を信号処理部４１ｂに連結して保持するサポート部４１ａ４とを備える。信号処理部４１ｂは、吸気温度計測用抵抗４１ａ１と加熱用抵抗４１ａ３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度計測用抵抗４１ａ１と加熱用抵抗４１ａ３との温度差を常に一定に維持するように加熱用抵抗４１ａ３に供給する電力を調整すると共に、この供給する電力を電圧に変換して出力するようになっている。

図４に、エアフロメータの出力電圧とエアフロメータが配置された吸気管内を通過する空気流量との関係を示す。吸気管内を通過する空気の流量（以下、「エアフロ通過空気流量」と称す）が多くなるほど、出力電圧Ｖｇが大きくなる。

本実施の形態における内燃機関の制御装置では、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするために、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に充填されている空気の量（以下、「筒内充填空気量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内充填空気量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁１１により燃焼室５（または、ポート噴射の内燃機関等では機関吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内充填空気量Ｍｃを正確に推定する必要がある。本実施の形態においては、スロットル弁のモデル、吸気管のモデル、および吸気弁のモデルを用いて数値計算により筒内充填空気量Ｍｃを算出する。

図５に、本実施の形態における第１のエアモデルの概略図を示す。第１のエアモデルとしてのエアモデルＭ１は内燃機関に適用されるモデルのうち、単純なモデルである。以下、このエアモデルＭ１について説明する。

エアモデルＭ１は、スロットルモデルＭ１０、吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０を備える。スロットルモデルＭ１０には、スロットル弁開度センサ４４によって検出されたスロットル弁１９の開度（スロットル弁開度）θｔと、気圧センサ４３によって検出された内燃機関の周囲の大気圧（または、吸気管１６に吸入される空気の圧力）Ｐａと、吸気温度センサ４２によって検出された内燃機関周囲の大気温度（または、吸気管１６に吸入される空気の温度）Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ２０において前回に算出された吸気管部分２３内の圧力（以下、「吸気管内圧力Ｐｍ」と称す）とが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ１０のモデル計算式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１９を通過する空気の流量（以下、「スロットル通過空気流量ｍｔ」と称す）が算出される。スロットルモデルＭ１０において算出されたスロットル通過空気流量ｍｔは、吸気管モデルＭ２０へ入力される。

吸気管モデルＭ２０には、スロットルモデルＭ１０において算出されたスロットル通過空気流量ｍｔと、前回の計算において算出された単位時間当たりに燃焼室５内に流入する空気の流量（以下、「筒内吸入空気流量ｍｃ」と称す。）とが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ２０のモデル計算式に代入することで、吸気管部分２３内に存在する空気の圧力（吸気管内圧力Ｐｍ）と吸気管部分２３内に存在する空気の温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。吸気管モデルＭ２０において算出された吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍは共に吸気弁モデルＭ３０へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１０にも入力される。

吸気弁モデルＭ３０には、吸気管モデルＭ２０において算出された吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ３０のモデル計算式に代入することで、今回の筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。今回の筒内吸入空気流量ｍｃを用いて筒内充填空気量Ｍｃが算出される。この筒内充填空気量Ｍｃに基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気弁モデルＭ３０において算出された今回の筒内吸入空気流量ｍｃは吸気管モデルＭ２０に入力され、次回の計算に用いられる。

図５に示すように、エアモデルＭ１では或るモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、エアモデルＭ１全体では、実際に入力される値はスロットル弁開度θｔ、気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

次に、エアモデルＭ１に含まれる各モデルＭ１０〜Ｍ３０について説明する。スロットルモデルＭ１０では、気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気管内圧力Ｐｍ、スロットル弁開度θｔから、下記式（１）に基づいてスロットル通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（１）における係数μｔはスロットル弁における流量係数で、スロットル弁開度θｔの関数である。スロットル弁における流量係数μｔは、たとえば図６に示すグラフに基づいて、スロットル弁開度θｔを関数にした流量係数μｔのマップを予めＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に記憶させておき、このマップから算出することができる。また、係数Ａｔはスロットル弁の開口断面積を示し、スロットル弁開度θｔの関数である。係数Ａｔは、たとえば、図７に示すグラフに基づいて、スロットル弁開度θｔを関数にした開口断面積Ａｔのマップを予めＥＣＵ３１に記憶させておき、このマップにより算出することができる。また、定数Ｒは気体定数であり、実際には気体定数を１mol当たりの気体（空気）の質量Ｍlmolで除算した値である。

また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（２）に示した関数であり、この式（２）におけるκは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は、図８に示したようなグラフに表すことができるので、このようなグラフをマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、実際には式（２）を用いて計算するのではなくマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。

これらスロットルモデルＭ１０の式（１）および式（２）は、スロットル弁１９上流の気体の圧力を気圧Ｐａ、スロットル弁１９上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１９の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図９に示したようなスロットル弁１９のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則および運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、およびマイヤーの関係式を利用することによって得られる。

図５を参照して、次に吸気管モデルＭ２０では、スロットル通過空気流量ｍｔ、筒内吸入空気流量ｍｃ、および大気温度Ｔａから、下記式（３）および式（４）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。なお、式（３）および式（４）におけるＶｍはスロットル弁１９から吸気弁６までの吸気枝管１４、サージタンク１５、吸気管１６等の部分（吸気管部分２３）の容積に等しい定数である。

ここで、吸気管モデルＭ２０について図１０を参照して説明する。吸気管部分２３の総気体量（総空気量）をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、吸気管部分２３に流入する気体の流量、すなわちスロットル通過空気流量ｍｔと、吸気管部分２３から流出する気体の流量、すなわち筒内吸入空気流量ｍｃとの差に等しいため、質量保存則により下記式（５）が得られ、この式（５）および吸気管部分２３における気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、式（３）が得られる。

また、吸気管部分２３の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、吸気管部分２３に流入する気体のエネルギと吸気管部分２３から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分２３に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、吸気管部分２３から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（６）が得られ、この式（６）および上記気体の状態方程式より、式（４）が得られる。

図５を参照して、次に吸気弁モデルＭ３０では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、および大気温度Ｔａから、下記式（７）に基づいて、筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。なお、式（７）における定数ａおよび定数ｂは、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）および作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には、吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。

上述した吸気弁モデルＭ３０について図１１を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に充填されている空気の量である筒内充填空気量Ｍｃは、吸気弁６が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁６の閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁６の閉弁時の燃焼室５内の圧力は、吸気弁６上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、筒内充填空気量Ｍｃは、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。

ここで、一定時間（例えば、クランク角７２０°分）当たりに吸気管部分２３から流出する全空気流量を平均化したもの、または一定時間（例えば、クランク角７２０°分）当たりに吸気管部分２３から全ての気筒の燃焼室５に吸入される空気量を上記一定時間で除算したものを筒内吸入空気流量ｍｃとすると、筒内充填空気量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、筒内吸入空気流量ｍｃも吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論および経験則に基づいて、上記式（７）が得られる。なお、式（７）における定数ａは比例係数であり、定数ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ180°で除算したものに相当）である。また、実際の運転では過渡運転時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論および経験則に基づいて導かれた係数（Ｔａ／Ｔｍ）が乗算されている。

図１２に、筒内吸入空気流量および筒内充填空気量の説明図を示す。図１２では、内燃機関が４気筒である場合を例示している。横軸は、クランクシャフトの回転角度であり、縦軸は、単位時間当たりに吸気管部分２３から燃焼室５に実際に流入する空気流量である。ここでは筒内吸入空気流量ｍｃについて説明する。４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じて吸気管部分２３から各気筒の燃焼室５内へ空気が流入する。例えば、吸気管部分２３から各気筒の燃焼室５内に流入する空気の流量の変位は図１２に破線で示した通りであり、これを総和して吸気管部分２３から全気筒の燃焼室５に流入する空気の流量は図１２に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への筒内充填空気量Ｍｃは図１２に斜線で示した通りである。

これに対して、実線で示した吸気管部分２３から全ての気筒の燃焼室５に流入する空気の流量を平均化したものが筒内吸入空気流量ｍｃであり、図中に一点鎖線で示す。そして、この一点鎖線で示した筒内吸入空気流量ｍｃに、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ180°を乗算したものが筒内充填空気量Ｍｃとなる。したがって、吸気弁モデルＭ３０で算出された筒内吸入空気流量ｍｃにΔＴ180°を乗算することで、筒内充填空気量Ｍｃが算出される（Ｍｃ＝ｍｃ・ΔＴ180°）。より詳細には、筒内充填空気量Ｍｃが吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の筒内吸入空気流量ｍｃにΔＴ180°を乗算したものが筒内充填空気量Ｍｃとされる。

次に、上記エアモデルＭ１を内燃機関の制御装置に実装して、実際に筒内充填空気量Ｍｃを算出する場合について説明する。筒内充填空気量Ｍｃは、エアモデルＭ１を用いて、上記式（１）、式（３）、式（４）、および式（７）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１で処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔Δｔを用いて式（１）、式（３）、式（４）、および式（７）を離散化すると、それぞれ下記式（８）、式（９）、式（１０）、および式（１１）が得られる。なお、吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）は、式（９）および式（１０）によってそれぞれ算出されたＰｍ／Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）およびＰｍ（ｔ＋Δｔ）から、式（１２）によって算出される。

このようにして実装されたエアモデルＭ１では、スロットルモデルＭ１０の式（８）で算出された時刻ｔにおけるスロットル通過空気流量ｍｔ（ｔ）と、吸気弁モデルＭ３０の式（１１）で算出された時刻ｔにおける筒内吸入空気流量ｍｃ（ｔ）とが、吸気管モデルＭ２０の式（９）および式（１０）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）および吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）が算出される。次いで、算出されたＰｍ（ｔ＋Δｔ）およびＴｍ（ｔ＋Δｔ）は、スロットルモデルＭ１０および吸気弁モデルＭ３０の式（８）および式（１１）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるスロットル通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）および筒内吸入空気流量ｍｃ（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、このような計算を繰り返すことによって、スロットル弁開度θｔ、気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａから、任意の時刻ｔにおける筒内吸入空気流量ｍｃが算出され、算出された筒内吸入空気流量ｍｃに上記時間ΔＴ180°を乗算することで、任意の時刻ｔにおける筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

なお、内燃機関の始動時には、すなわち時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧と等しい（Ｐｍ（０）＝大気圧）とされ、吸気管内温度Ｔｍは大気温度と等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされて、各モデルＭ１０〜Ｍ３０における計算を開始することができる。

なお、上記エアモデルＭ１では、大気温度Ｔａおよび気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための吸気温度センサによって時刻ｔにおいて検出された値を大気温度Ｔａ（ｔ）、気圧を検出するための気圧センサによって時刻ｔにおいて検出された値を気圧Ｐａ（ｔ）として上記式（８）、式（１０）、および式（１１）に代入するようにしてもよい。

または、スロットル弁１９の上流側に配置されているエアクリーナ１７における圧損を考慮するために、エアクリーナモデルがさらに追加されていても構わない。エアクリーナモデルは、たとえば、ベルヌーイの定理に基づいたモデル式等により、エアクリーナ１７の入口の大気圧に対して、エアクリーナ１７の出口の気圧を算出することができる。この場合には、スロットルモデルに入力される気圧は、エアクリーナモデルにより算出されるエアクリーナ出口の気圧を用いることができる。

ところで、上述したように上記のエアモデルＭ１は内燃機関に適用される単純なモデルであり、上記エアモデルＭ１によって算出される筒内充填空気量Ｍｃは実際の筒内充填空気量に対して誤差が生じ易い。そこで、本実施の形態においては、それぞれのモデルの誤差を修正するエアモデルを用いる。

図１３に、本実施の形態における第２のエアモデルの概略図を示す。第２のエアモデルとしてのエアモデルＭ２では、上記スロットル弁開度θｔ、気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータに加えて、エアフロメータ４１の出力値ＡＦＭに基づいて筒内充填空気量Ｍｃを算出する。以下、このエアモデルＭ２について説明する。なお、エアモデルＭ２の説明において、第１のエアモデルとしてのエアモデルＭ１と同様の部分については、詳細な説明を繰り返さない。

エアモデルＭ２は、上記スロットルモデルＭ１０、吸気管モデルＭ２０、および吸気弁モデルＭ３０に加えて、電子制御スロットルモデルＭ４０、およびエアフロメータモデル（ＡＦＭモデル）Ｍ５０を備える。電子制御スロットルモデルＭ４０には、アクセルペダル４５の踏込み量に比例した出力電圧を発生する踏込み量センサ４６の出力値Ａｃｃｐが入力され、これに基づいて現時刻から所定時間Ｔ０先の時刻においてスロットル弁１９が到達すると予想されるスロットル弁開度（以下、「所定時間後のスロットル弁開度」と称す）θｔｆが算出される。

また、ＡＦＭモデルＭ５０には、スロットルモデルＭ１０によって算出されたスロットル通過空気流量ｍｔが入力され、この入力された値を後述するＡＦＭモデルＭ５０のモデル計算式に代入することで、実際にスロットル弁１９の配置された吸気管１６内を上記スロットル通過空気流量ｍｔだけ空気が流れていると仮定した場合にエアフロメータ４１が出力すると予想される出力値（以下、「予想出力値」と称す）ＡＦＭｍｔが算出される。

すなわち、エアフロメータ４１の出力は、実際のエアフロ通過空気流量（エアフロ通過空気流量とスロットル通過空気流量はほぼ同一であると考えられるため、以下ではスロットル通過空気流量として説明する）に対して固有の応答特性に基づく応答遅れを有している。ＡＦＭモデルＭ５０は、この応答特性をシュミレートしたモデルであり、上記エアフロメータ４１の応答遅れを考慮した上で、予想出力値を算出する。

ここで、エアモデルＭ２は、三つのモデルブロックＭ２'、Ｍ２''、Ｍ２'''に分けて考えることができる。モデルブロックＭ２'は、吸気管内圧力を推定する主モデルブロックである。モデルブロックＭ２'の部分は、スロットル弁の開度に基づいて、スロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量に基づいて吸気管内圧力を算出する吸気管内圧力推定手段に対応する。

モデルブロックＭ２''およびモデルブロックＭ２'''は、主モデルブロックにより算出された吸気管内圧力に含まれる誤差を修正する誤差修正ブロックである。モデルブロックＭ２''は、スロットル弁の実際の開度を検出し、検出した実際の開度に基づいてスロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量に基づいて、エアフロメータによって出力されると予想される予想出力値を算出し、この予想出力値に基づいて吸気管内圧力を算出する。

モデルブロックＭ２'''は、実際のエアフロメータの出力値に基づいて吸気管内圧力を算出する。モデルブロックＭ２''により算出される吸気管内圧力と、モデルブロックＭ２'''により算出される吸気管内圧力との差が、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力に含まれる誤差圧力に相当する。エアモデルＭ２では、この誤差圧力をモデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力から減算して、吸気管内圧力を修正することができる。

モデルブロックＭ２'では、踏込み量センサ４６の出力値Ａｃｃｐに基づいて電子制御スロットルモデルＭ４０によりスロットル弁開度θｔｆが算出される。本実施の形態においては、現在の時刻のスロットル弁開度θｔｆに基づいて、モデルブロックＭ２'の計算を行なう一方で、スロットル弁に目標スロットル弁開度を送信する時刻を所定時間遅らせる。すなわち、実際のスロットル弁の開度が、電子制御スロットルモデルＭ４０により算出される開度になるのは所定時間後になる。このため、現在の時刻に出力される電子制御スロットルモデルＭ４０のスロットル弁開度は、実質的に所定時間後の実際のスロットル弁の開度を予想していることになる。

算出されたスロットル弁開度θｔｆに基づいてスロットルモデルＭ１０'によりスロットル通過空気流量ｍｔｆが算出される。そして、算出されたスロットル通過空気流量ｍｔｆに基づいて吸気弁モデルＭ２０'により吸気管内圧力Ｐｍｆが算出される。算出された吸気管内圧力Ｐｍｆは、スロットルモデルＭ１０'及び吸気弁モデルＭ３０'に入力される。吸気弁モデルＭ３０'では、吸気管内圧力Ｐｍｆに基づいて筒内吸入空気流量ｍｃｆが算出され、吸気管モデルＭ２０'に入力される。

したがって、エアモデルＭ２のモデルブロックＭ２'全体では、所定時間後のスロットル弁開度θｔｆを入力することにより、所定時間後の筒内吸入空気流量ｍｃｆおよび所定時間後の吸気管内圧力Ｐｍｆが算出される。このように、所定時間後の筒内吸入空気流量ｍｃｆ等を算出することにより、実際の空燃比を目標空燃比に近づけることができる。内燃機関の過渡運転時には筒内吸入空気流量は刻々と変化しており、よって現在の筒内吸入空気流量（或いは、現在の筒内吸入空気流量から算出された筒内充填空気量）に基づいて燃料噴射量を算出しても、実際に噴射するときには既に筒内吸入空気流量が変化してしまっている場合がある。この結果、実際の空燃比が目標空燃比と異なったものとなってしまうことがある。これに対して、所定時間後の筒内吸入空気流量に基づいて燃料噴射量を算出すれば、実際に燃料を噴射するときには、エアモデルにより算出された筒内吸入空気流量になっており、よって実際の空燃比を目標空燃比に近づけることができる。

なお、本実施の形態における第２のエアモデルでは、モデルブロックＭ２'において、電子制御スロットルモデルＭ４０の出力がスロットルモデルＭ１０'に入力されているが、この形態に限られず、その他の推定値または実際のスロットル弁の開度がスロットルモデルＭ１０'に入力されていても構わない。たとえば、モデルブロックＭ２'は、本実施の形態における第１のエアモデル（図５参照）と同様に、スロットル弁開度センサの出力値がスロットルモデルＭ１０'に入力されていても構わない。

次に、エアモデルＭ２では、エアフロメータ４１の出力に基づいて、モデルブロックＭ２'において算出された吸気管内圧力Ｐｍｆを修正し、修正した吸気管内圧力に基づいて筒内充填空気量Ｍｃを算出することができる。

モデルブロックＭ２''において、スロットル弁開度センサ４４によって検出された現在のスロットル弁開度θｔｃに基づいて上記エアモデルＭ１と同様な計算が行われる。すなわち、スロットルモデルＭ１０''には現在のスロットル弁開度θｔｃが入力されると共に現在のスロットル通過空気流量ｍｔｃが出力される。吸気管モデルＭ２０''には現在のスロットル通過空気流量ｍｔｃが入力されると共に現在の吸気管内圧力Ｐｍｃが出力される。この吸気管内圧力ＰｍｃがスロットルモデルＭ１０''及び吸気弁モデルＭ３０''に入力される。吸気弁モデルＭ３０''では現在の筒内吸入空気流量ｍｃｃが算出され、吸気管モデルＭ２０''に入力される。

そして、上記計算において算出された現在のスロットル通過空気流量ｍｔｃに基づいてＡＦＭモデルＭ５０によりエアフロメータ４１の応答遅れを考慮した予想出力値ＡＦＭｍｔが算出される。算出された予想出力値ＡＦＭｍｔがスロットル通過空気流量として吸気管モデルＭ２０'''に入力される。そして、吸気管モデルＭ２０'''および吸気弁モデルＭ３０'''により、上述したのと同様な方法で吸気管内圧力Ｐｍｍｄｌが算出される。このようにして算出された吸気管内圧力Ｐｍｍｄｌは、現在のスロットル弁開度θｔｃに基づいて、エアフロメータ４１によって出力されるであろう出力値にスロットル通過空気流量が等しいと仮定した場合における吸気管内圧力を示している。

一方、モデルブロックＭ２'''では、実際のエアフロメータ４１の出力値ＡＦＭがスロットル通過空気流量として吸気管モデルＭ２０''''に入力される。吸気管モデルＭ２０''''により吸気管内圧力Ｐｍａｆｍが算出される。吸気弁モデルＭ３０''''には吸気管内圧力Ｐｍａｆｍが入力され、筒内吸入空気流量ｍｃａｆｍが算出され、吸気管モデルＭ２０''''に再び入力される。このようにして算出された吸気管内圧力Ｐｍａｆｍは、スロットル通過空気流量がエアフロメータ４１の出力値に等しいと仮定した場合における吸気管内圧力を示している。

ＡＦＭモデルを用いた吸気管内圧力Ｐｍｍｄｌとエアフロメータの出力に基づく吸気管内圧力Ｐｍａｆｍとの差分（Ｐｍｍｄｌ−Ｐｍａｆｍ）は、エアモデルによって算出された現在の吸気管内圧力とエアフロメータ４１に基づいて算出された吸気管内圧力との誤差を表している。この誤差圧力（Ｐｍｍｄｌ−Ｐｍａｆｍ）をモデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆから減算することにより、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を算出することができる。

なお、図１３を参照して、本実施の形態においては、誤差圧力（Ｐｍｍｄｌ−Ｐｍａｆｍ）を出力する部分にスイッチ５１が配置されている。内燃機関の通常の運転時には、スイッチ５１は接続状態であり、主モデルブロックにより算出された吸気管内圧力Ｐｍｆから誤差圧力（Ｐｍｍｄｌ−Ｐｍａｆｍ）が減算されて、吸気弁モデルＭ３０に入力される吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎが算出される。そして、吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎが吸気管モデルＭ３０に入力され、吸気管モデルＭ３０によって算出された筒内吸入空気流量ｍｃｆｉｎに基づいて筒内充填空気量Ｍｃが算出される。この筒内充填空気量Ｍｃに基づいて燃料噴射量が算出される。

次に、電子制御スロットルモデルＭ４０およびＡＦＭモデルＭ５０について説明する。

電子制御スロットルモデルＭ４０は、アクセルペダル４５の踏込み量に基づいて現時刻から所定時間Ｔ０後のスロットル弁開度θｔｆを算出するモデルである。本実施の形態においては、踏込み量センサ４６によって検出されたアクセルペダル踏込み量Ａｃｃｐと、図１４に示したグラフから作成されたマップとに基づいて暫定的な目標スロットル弁開度θｒ１が求められる。この暫定的な目標スロットル弁開度θｒ１を所定時間Ｔ（例えば、６４ｍｓｅｃ）だけ遅延させた値が、スロットル弁の最終的な目標スロットル弁開度θｒになる。そして、ＥＣＵ３１は、目標スロットル弁開度θｒとなるようにステップモータ１８に対して駆動信号を送出する。

このように、現時刻のスロットル弁の目標スロットル弁開度θｒは、現時刻から所定時間Ｔだけ前の時刻におけるアクセルペダル踏込み量Ａｃｃｐに応じて決定された暫定的な目標スロットル弁開度θｒ１と等しい。また、ステップモータ１８の作動遅れ時間を無視すれば、ステップモータ１８に入力される目標スロットル弁開度θｒは実際のスロットル弁開度と等しい。このような考えに基づき、電子制御スロットルモデルＭ４０では、現時刻から時間（Ｔ−Ｔ０）前（但し、０≦Ｔ０≦Ｔ）における暫定的な目標スロットル弁開度θｒ１を現時刻から所定時間Ｔ０だけ後の時刻ｔにおけるスロットル弁開度（所定時間後のスロットル弁開度）θｔｆとして推定する。なお、ステップモータ１８の作動遅れ時間を考慮に加えて、所定時間後のスロットル弁開度θｔｆを設定してもよい。

次に、ＡＦＭモデルＭ５０について具体的に説明する。図２および図３を参照して、エアフロメータ４１では、上述したように吸気温度計測用抵抗４１ａ１と加熱用抵抗（ボビン部）４１ａ３との温度差を常に一定に維持するように加熱用抵抗４１ａ３に供給する電力を調整する。その時の供給電力に基づいてエアフロ通過空気流量を算出するようにしている。ここで、この供給電力はボビン部４１ａ３およびサポート部４１ａ４から吸気管１６内を通過する空気への放熱量を示すことから、エアフロメータ４１はボビン部４１ａ３およびサポート部４１ａ４からの放熱量に基づいてエアフロ通過空気流量を算出すると言い換えることができる。

ここで、ボビン部４１ａ３は、より詳細には円筒状のセラミックスボビンに白金熱線を巻回し、その外周にガラスをコーティングすることにより形成される。このため、白金熱線から周囲の空気への放熱は白金熱線と周囲の空気との間にガラス層が介在することにより遅れてしまう。したがって、吸気管１６内を通過する空気の流量が急激に増大したような場合であっても、ボビン部４１ａ３からの単位時間当たりの放熱量（以下、単に「放熱量」と称す）は直ぐには増大せず、或る程度の遅れをもって増大することになる。換言すると、ボビン部４１ａ３からの放熱量は実際のエアフロ通過空気流量に対して応答遅れが存在する。また、同様なことがサポート部４１ａ４からの放熱量についても言え、サポート部４１ａ４からの放熱量は実際のエアフロ通過空気流量に対して応答遅れが存在する。

この応答遅れは、一次遅れに近似することができることがわかっており、ボビン部４１ａ３の放熱量の応答遅れは次式（１３）で表される。ここで、式（１３）におけるω_bはエアフロメータ４１の出力値から換算したボビン部４１ａ３の放熱量、すなわち放熱遅れが生じた結果ボビン部４１ａ３の白金熱線から実際に放熱される放熱量（以下、「遅れ放熱量」と称す）を示している。また、式（１３）におけるＷ_bは、応答遅れを補償した放熱量、すなわち放熱遅れが生じないと仮定した場合におけるボビン部４１ａ３の白金熱線から放熱される放熱量（以下、「完全放熱量」と称す）を示している。すなわち、完全放熱量Ｗ_bは、内燃機関が定常運転を行っているときにおける放熱量に等しく、基本的にエアフロメータ４１近傍の吸気管１６内を通過する空気流量のみの関数である。エアフロメータ４１近傍の吸気管１６内を通過する空気流量はスロットル通過空気流とほぼ等しいため、完全放熱量Ｗ_bはスロットル通過空気流量の関数と考えることができ、スロットル通過空気流量とボビン部４１ａ３からの完全放熱量Ｗ_bとの関係は図１５のように表すことができる。さらに、式（１３）におけるτ_bは、ボビン部４１ａ３からの放熱における一次遅れの時定数であり、その算出方法については後述する。

同様に、サポート部４１ａ４の放熱量の応答遅れは次式（１４）で表される。サポート部４１ａ４からの完全放熱量Ｗ_bもスロットル通過空気流量の関数と考えることができ、スロットル通過空気流量とサポート部４１ａ４からの完全放熱量Ｗ_sとの関係は、図１５に示すグラフのように表すことができる。また、式（１４）におけるτ_sは、サポート部４１ａ４からの放熱における一次遅れの時定数である。

式（１３）および式（１４）によりボビン部４１ａ３およびサポート部４１ａ４からの遅れ放熱量ω_b、ω_sが算出される。エアフロメータ４１では、放熱遅れが生じた結果ボビン部４１ａ３およびサポート部４１ａ４から実際に放熱される放熱量、すなわち遅れ放熱量に応じて出力電圧が変化するため、式（１３）および式（１４）によって算出された遅れ放熱量の和（ω_b＋ω_s）に基づいてエアフロメータ４１が出力するであろう出力値（予想出力値）ＡＦＭｍｔが算出される。本実施の形態では、エアフロメータ４１における遅れ放熱量の和（ω_b＋ω_s）とエアフロメータ４１の予想出力値ＡＦＭｍｔとの関係を予め実験的にまたは計算によって求め、図１６に示したようなグラフに基づくマップをＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に記憶させておく。そして、式（１３）および式（１４）から算出された遅れ放熱量の和ω_b＋ω_sに基づいて上記マップを用いてエアフロメータ４１の予想出力値ＡＦＭｍｔが算出される。なお、上記マップを用いた遅れ放熱量の和ω_b＋ω_sに基づくエアフロメータ４１の予想出力値ＡＦＭｍｔの算出は下記式（１５）のように表すことができる。

なお、ボビン部４１ａ３の一次遅れの時定数τ_bは下記式（１６）によって、またサポート部４１ａ４の一次遅れの時定数τ_sは下記式（１７）によって算出される。式（１６）および式（１７）において、ｕは、エアフロメータ４１の検出部における流路、すなわちエアフロメータ４１のバイパス通路における単位断面積当たりの空気流量である。単位断面積当たりの空気流量ｕはエアフロメータ４１の出力値ＡＦＭに基づいてマップによりまたは所定の計算式により算出される。また、ｋ_b、ｋ_s、ｍ_b、ｍ_sは予め実験または計算によって求められる定数であり、ｋ_b、ｍ_bがボビン部４１ａ３についての定数、ｋ_s、ｍ_sがサポート部４１ａ４についての定数をそれぞれ示している。ボビン部４１ａ３とサポート部４１ａ４とでは応答遅れの度合いが異なるので、ボビン部４１ａ３とサポート部４１ａ４とを分離して時定数を設定することによってスロットル通過空気流量から予想出力値を算出するための算出精度を向上させることとしている。

次に、上記ＡＦＭモデルＭ５０を内燃機関の制御装置に実装して、実際にスロットルモデルＭ１０によって算出されたスロットル通過空気流量ｍｔからエアフロメータ４１の予想出力値ＡＦＭｍｔを算出する場合について説明する。エアフロメータ４１の予想出力値ＡＦＭｍｔはＡＦＭモデルＭ５０を用いて、上記式（１３）、式（１４）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１で処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔Δｔを用いて式（１３）、式（１４）を離散化すると、それぞれ下記式（１８）、式（１９）が得られる。

このようにして実装されたＡＦＭモデルＭ５０では、時刻ｔにおけるボビン部４１ａ３からの遅れ放熱量ω_b（ｔ）、サポート部４１ａ４からの遅れ放熱量ω_s（ｔ）およびスロットルモデルＭ１０の式（８）で算出された時刻ｔにおけるスロットル通過空気流量ｍｔ（ｔ）が式（１８）および式（１９）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるボビン部４１ａ３からの遅れ放熱量ω_b（ｔ＋Δｔ）およびサポート部４１ａ４からの遅れ放熱量ω_s（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、これら遅れ放熱量ω_b（ｔ＋Δｔ）およびω_s（ｔ＋Δｔ）を用いて式（１５）により時刻ｔ＋Δｔにおけるエアフロメータ４１の予想出力値ＡＦＭｍｔ（ｔ＋Δｔ）が算出される。

このようなエアモデルＭ２を用いることにより、エアモデルに含まれる誤差圧力を考慮して筒内吸入空気流量を算出することができる。

ところで、本実施の形態の内燃機関では、機関減速運転時に気筒への燃料の供給を停止する燃料カット制御を実行している。燃料カット制御を実行している期間中に気筒内に空気を流通させると、すなわち吸気弁６を介して空気を気筒内に流入させると共に排気弁８を介して空気を気筒内から流出させると、排気浄化触媒２１には多量の空気が流入する。

排気浄化触媒２１に空気、特に酸素が流入すると、酸素は排気浄化触媒２１の表面上に吸着する。また、排気浄化触媒２１に担持されている貴金属は高温になると互いに結合して大粒となり、表面積の総和が小さくなる。この結合反応は排気浄化触媒２１の表面上に吸着されている酸素によって促進される。このため、排気浄化触媒２１に多量の空気が流入して、排気浄化触媒２０の表面上に保持される酸素の量が増大すると、貴金属の酸化能力等が低下する（酸素被毒）場合がある。したがって、燃料カット制御中には、排気浄化触媒２１に酸素が流入しないようにすることが好ましい。

本実施の形態の内燃機関では、燃料カット制御を実行している期間中には、吸気弁６を閉止状態で停止させる吸気弁停止制御を行っている。これにより、燃料カット制御中であっても排気浄化触媒２１に酸素が流入することが抑制され、その結果、排気浄化触媒２１の酸素被毒が抑制される。

図１７に、燃料カット制御を行うときのタイムチャートを示す。時刻ｔｓまでは、通常の運転を継続している。時刻ｔｓまでは、連続的または間欠的に、いずれかの気筒の吸気弁が開状態になって筒内に空気が吸入される。時刻ｔｓにおいて、燃料カット制御を開始している。燃料カット制御の期間中には、吸気弁を閉止状態で停止させる吸気弁停止制御を行っている。時刻ｔｓにおいて、筒内吸入空気流量が零になる。実際の吸気管内圧力は、時刻ｔｓまでは大気圧よりも低くなる。吸気弁停止制御の期間では、吸気管部分における空気の流れが停止する。スロットル弁１９は、完全には閉止せずに空気が流通する。このために、吸気管部分２３の圧力が徐々に上昇し、大気圧でほぼ一定の値になる。

時刻ｔｅにおいて、燃料カット制御を終了すると共に吸気弁停止制御を終了している。時刻ｔｅにおいて、吸気弁を再駆動している。吸気弁が再駆動するために実際の吸気管内圧力は再び減少する。

図１８に、吸気弁停止制御中の第２のエアモデルのブロック図を示す。吸気弁停止制御が行なわれているときには、吸気管部分２３から気筒内に空気は流入しない。エアモデルＭ２では、それぞれのモデルブロックＭ２'，Ｍ２''，Ｍ２'''において、吸気弁モデルＭ３０'，Ｍ３０''，Ｍ３０'''，Ｍ３０''''により算出される前回の筒内吸入空気流量を用いずに、それぞれの吸気管モデルＭ２０'，Ｍ２０''，Ｍ２０'''，Ｍ２０''''に入力する前回の筒内吸入空気流量ｍｃを零にする。すなわち、モデルブロックＭ２'においては筒内吸入空気流量ｍｃｆを零にし、モデルブロックＭ２''においては筒内吸入空気流量ｍｃｃを零にし、筒内吸入空気流量ｍｃｍｄｌを零にする。モデルブロックＭ２'''においては、筒内吸入空気流量ｍｃａｆｍを零にする。このように、吸気弁停止制御中には、それぞれの吸気管モデルに入力する前回の筒内吸入空気流量を零に切り替える。

それぞれの吸気管モデルＭ２０'，Ｍ２０''，Ｍ２０'''，Ｍ２０''''において、式（３）および式（４）にｍｃ＝０を代入することにより、次の式（２０）および式（２１）を導出できる。式（２０）および式（２１）に基づいた吸気管モデルにより、それぞれのモデルブロックにおける吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍを算出することができる。

このように、吸気弁停止制御中においても、吸気管内圧力Ｐｍｆ，Ｐｍｃ，Ｐｍｍｄｌ，Ｐｍａｆｍを算出することができる。主モデルブロックとしてのモデルブロックＭ２'からは、吸気管内圧力Ｐｍｆが算出される。誤差修正ブロックとしてのモデルブロックＭ２''およびモデルブロックＭ２'''からは、吸気管内圧力Ｐｍｍｄｌおよび吸気管内圧力Ｐｍａｆｍが算出される。さらに、吸気弁停止制御中においても、モデルブロックＭ２'から算出された吸気管内圧力Ｐｍｆから、誤差圧力（Ｐｍｍｄｌ−Ｐｍａｆｍ）を減算した吸気管内圧力を算出することができる。

ところで、本実施の形態における内燃機関の制御装置に用いられているエアフロメータは、熱線式流量計である。前述したように、このエアフロメータは、吸気温度計測用抵抗４１ａ１と加熱用抵抗４１ａ３との温度差が常に一定に維持されるように、加熱用抵抗４１ａ３に供給する電力を調整し、この時の電圧を出力するようになっている。ところが、エアフロメータを流れる空気流量が零になった場合においても、加熱用抵抗等からは僅かな放熱が継続される。このために、本実施の形態におけるエアフロメータは、流量が零になった場合においても出力される流量値が正になる特性を有する。

図４を参照して、本実施の形態におけるエアフロメータは、実際の機関吸気通路における空気流量が零になった場合においても出力電圧が正になっている。実際の空気流量が零になった時に出力電圧が電圧Ｖｇ０になる。このように、本実施の形態におけるエアフロメータは、実際の空気流量が零であっても空気流量が正である信号が出力される。

図１８を参照して、モデルブロックＭ２'''においては、エアフロメータの出力値ＡＦＭが、吸気管モデルＭ２０''''に入力されている。吸気弁停止制御の期間中においても、エアフロメータの出力値ＡＦＭは正になる。このため、吸気管モデルＭ２０''''により算出される吸気管内圧力Ｐｍａｆｍは、時間とともに増加する。

前述の吸気管モデルの式（４）を参照して、吸気管部分から流出する気体の流量ｍｃａｆｍが零である一方で、吸気管に流入する気体の流量ｍｔ（エアフローメータの出力値ＡＦＭ）は正になる。このため、変数（ｄＰｍ／ｄｔ）は正になり、時間とともに吸気管内圧力Ｐｍａｆｍが上昇することが分かる。モデルブロックＭ２''およびモデルブロックＭ２'''から算出される誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）は、時間とともに増加する。

図１９に、本実施の形態における第２のエアモデルにおいて、主モデルブロックから算出される吸気管内圧力と、誤差圧力を修正した吸気管内圧力のグラフを示す。横軸が時刻であり、縦軸が吸気管内圧力の推定値である。実線が主モデルブロックとしてのモデルブロックＭ２'から算出される吸気管内圧力Ｐｍｆを示し、破線が誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を示している。

時刻ｔｓまでは、通常の運転を行なっている。時刻ｔｓから時刻ｔｅまでは、吸気弁停止制御を行っている。時刻ｔｅにおいて吸気弁が再駆動されている。時刻ｔｓまでは、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）が吸気弁モデルＭ３０に入力される吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして採用されている。時刻ｔｓにおいて、吸気弁が閉止状態で停止することにより、モデルブロックＭ２'から算出される吸気管内圧力ＰｍｆおよびモデルブロックＭ２'，Ｍ２''，Ｍ２'''から算出される誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）が上昇する。

時刻ｔｓ１において、実際の吸気管内圧力が、ほぼ大気圧になる。時刻ｔｓ１から時刻ｔｅまでの期間では、モデルブロックＭ２'により算出される吸気管内圧力Ｐｍｆは、ほぼ一定になる。ところが、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）は徐々に増加する。圧力の増加は、吸気弁停止制御が終了して、吸気弁が再駆動されるまで継続される。

時刻ｔｅにおいて、吸気弁の駆動を再開したときには、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）は、実際の吸気管内圧力よりも大きな値になっている。すなわち、ほぼ大気圧よりも高い圧力になっている。このため、吸気弁の駆動を再開したときに、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を吸気弁モデルＭ３０に入力した場合には、筒内吸入空気流量ｍｃｆｉｎが、実際の空気流量よりも大きく算出される。このため、燃料噴射弁から噴射される燃料も多くなってしまい、気筒内における空燃比が目標の空燃比よりもリッチ側にずれる。

本実施の形態の内燃機関の制御装置においては、吸気弁停止制御の期間のうち少なくとも一部の期間中に吸気弁を再駆動すべき場合には、吸気弁の駆動を再開する時に使用する吸気管内圧力として、主モデルブロックとしてのモデルブロックＭ２'から算出される吸気管内圧力Ｐｍｆを、吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎに採用している。モデルブロックＭ２'から算出される吸気管内圧力Ｐｍｆに基づいて今回の筒内吸入空気流量ｍｃを算出している。この制御により、吸気弁が閉止状態で停止している状態から吸気弁を再駆動したときに、気筒に流入する空気量を精度良く推定することができる。この結果、気筒において燃焼時の空燃比を目標空燃比に近づけることができる。本実施の形態においては、図１８に示すように、スイッチ５１を非接続にすることにより、吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎを、モデルブロックＭ２'により算出される吸気管内圧力Ｐｍｆとしている。

図１９を参照して、本実施の形態においては、時刻ｔｓ１から時刻ｔｅまでの期間を、モデルブロックＭ２'から算出された吸気管内圧力Ｐｍｆを吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして採用する期間としている。

図２０に、本実施の形態の内燃機関の制御装置において、吸気弁を再駆動すべき時の制御のフローチャートを示す。図２０は、吸気弁の駆動が再開したときの１回目の計算において吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎを選定するフローチャートである。

ステップ１０１において、吸気弁の駆動を再開する信号が発信されたか否かが判別される。すなわち、吸気弁停止制御が終了したか否かが判別される。ステップ１０１において、吸気弁の駆動を再開する信号が発信されていない場合には、この制御を終了する。ステップ１０１において、吸気弁の駆動を再開する信号が発信された場合には、ステップ１０２に移行する。

ステップ１０２においては、モデルブロックＭ２'から算出される吸気管内圧力Ｐｍｆの上昇率が、予め定められた判定値よりも大きいか否かが判別される。すなわち、吸気管内圧力Ｐｍｆが、所定の傾きよりも大きい傾きで上昇しているか否かが判別される。ステップ１０２では、図１９に示す時刻ｔｓから時刻ｔｓ１までの期間内であるか否かが判別される。ステップ１０２において、吸気管内圧力Ｐｍｆの上昇率が予め定められた判定値よりも大きい場合には、ステップ１０３に移行する。ステップ１０３においては、吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を選択する。

ステップ１０２において、算出された吸気管内圧力Ｐｍｆの上昇率が予め定められた判定値以下である場合には、ステップ１０４に移行する。すなわち、図１９に示す時刻ｔｓ１以降の期間であり、吸気管内圧力Ｐｍｆが、ほぼ一定になっている場合には、ステップ１０４に移行する。ステップ１０４においては、吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆを選択する。

次に、ステップ１０５に移行する。ステップ１０５においては、ステップ１０３またはステップ１０４にて選定された吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎを用いて、吸気弁モデルＭ３０により、今回の気筒内吸入空気流量ｍｃｆｉｎが算出される。

図１９を参照して、本実施の形態においては、時刻ｔｓから時刻ｔｓ１までの期間において吸気弁を再駆動した場合には、通常運転と同様に、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を選定して、今回の筒内吸入空気流量ｍｃｆｉｎを算出している。時刻ｔｓ１以降の期間において吸気弁を再駆動した場合には、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆを選定して、今回の筒内吸入空気流量ｍｃｆｉｎを算出している。

吸気弁停止制御が開始されてから吸気管内圧力が、ほぼ一定になるまでの期間（時刻ｔｓから時刻ｔｓ１までの期間）においては、吸気管部分に空気が流入する。このために、この期間に吸気弁を再駆動する場合には、通常運転時と同様に、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を採用した方が、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆを採用するよりも精度が高くなる。吸気弁を閉止状態で停止した後において、吸気管内圧力が、ほぼ一定になるまでの期間に吸気弁を再駆動する場合に、誤差圧力を修正した吸気管内圧力を選択することにより、精度よく筒内吸入空気流量を算出することができる。算出された筒内吸入空気流量から精度よく筒内充填空気量を算出することができる。この後の制御では、通常運転と同様の制御を行うことができる。

本実施の形態においては、吸気管内の圧力がほぼ一定になった時に、筒内吸入空気流量を算出するために採用する吸気管内圧力を、誤差圧力を修正した吸気管内圧力からモデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力に切り替えているが、この形態に限られず、吸気弁停止制御の期間中の任意の時期に切り替えることができる。例えば、吸気管内の圧力がほぼ一定になった時から所定の時間の経過後に切り替えても構わない。

次に、吸気管内圧力がほぼ一定になっている時刻ｔｓ以降の期間に吸気弁を再駆動し、再駆動した後に筒内吸入空気流量を算出する制御について説明する。図１９を参照して、時刻ｔｅにおいて吸気弁の駆動を再開した直後においては、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）は、実際の吸気管内圧力から逸脱している。このため、吸気弁の駆動を再開した直後においては、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆを選定して筒内吸入空気流量を算出する。吸気管内圧力が減少して、ほぼ定常状態になった時に、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）に切り替えて筒内吸入空気流量を算出する。

図２１に、吸気弁の駆動を再開した後の期間において、吸気弁モデルに入力する吸気管内圧力を選定するフローチャートを示す。本実施の形態においては、吸気管内圧力がほぼ一定になっている期間に吸気弁を再駆動したときの１回目の吸気管内圧力の選定は、図２０に示すフローチャートにより選定する。吸気弁が再駆動したときの２回目以降の計算において、図２１に示すフローチャートにより吸気管内圧力が選定される。

ステップ１１１において、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆの変化率が予め定められた判定値未満であるか否かが判別される。ステップ１１１においては、図１９に示す時刻ｔｅから時刻ｔｅ１の間の期間か否かが判別される。すなわち、吸気管内圧力Ｐｍｆが、ほぼ定常状態にならずに下降しているか否かが判別される。

図２１を参照して、ステップ１１１において、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆの変化率が予め定められた判定値未満である場合には、ステップ１１２に移行する。すなわち、図１９に示す時刻ｔｅから時刻ｔｅ１までの期間である場合には、ステップ１１２に移行する。ステップ１１２においては、吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆを選定する。

ステップ１１１において、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆの変化率が予め定められた判定値以上である場合には、ステップ１１３に移行する。吸気管内圧力が、ほぼ定常状態になった場合には、ステップ１１３に移行する。すなわち、図１９に示す時刻ｔｅ１以降の期間である場合には、ステップ１１３に移行する。ステップ１１３においては、吸気弁モデルＭ３０に入力する吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を選定する。

次に、ステップ１１４に移行する。ステップ１１４においては、ステップ１１２またはステップ１１３にて選定された吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎを用いて、吸気弁モデルＭ３０により、今回の筒内吸入空気流量ｍｃｆｉｎが算出される。算出された筒内吸入空気流量から筒内充填空気量が算出される。

図２１に示す制御は、吸気管内圧力がほぼ定常になるまで繰り返し行なうことができる。たとえば、ステップ１１１において、吸気管内圧力Ｐｍｆの変化率が予め定められた判定値以上になるまで、繰り返し計算を行なうことができる。このように、吸気管内圧力がほぼ一定になっている期間に吸気弁を再駆動した後に、吸気弁モデルに入力する吸気管内圧力の推定値を選択することにより、吸気弁を再駆動した後に気筒に流入する空気量を精度良く算出することができる。

本実施の形態においては、モデルブロックＭ２'により算出された吸気管内圧力Ｐｍｆの変化率に基づいて、吸気管内圧力の推定値を切り替えているが、この形態に限られず、吸気管内が定常状態になっているかが判別可能な任意の制御により、吸気管内圧力の推定値を切り替えることができる。たとえば、吸気弁が閉止状態で停止した場合に、モデルブロックＭ２'におけるスロットルモデルＭ１０'から算出されるスロットル通過空気流量ｍｔｆが予め定められた予め定められた判定値未満になったときに、吸気管内圧力を切り替えても構わない。または、モデルブロックＭ２'において算出された吸気管内圧力Ｐｍｆと気圧Ｐａとの差が予め定められた判定値未満になったときに、吸気管内圧力の推定値を切り替えても構わない。

本実施の形態におけるエアフロメータは熱線式の流量計であるが、この形態に限られず、実際の空気流量が零になった場合においても正の流量値を出力するエアフロメータを用いる場合に、本発明を適用することができる。また、エアモデルに含まれる計算モデルは、適宜変更を加えることができる。例えば、それぞれの計算モデルに他の補正項が加えられていても構わない。

（実施の形態２）
図２２から図２４を参照して、実施の形態２における内燃機関の制御装置について説明する。本実施の形態における内燃機関は、実施の形態１における内燃機関と同様である（図１参照）。また、気筒内に流入する空気量を推定するモデルとして、エアフロメータの出力値を用いて誤差圧力を修正するエアモデルＭ２を用いることも実施の形態１と同様である。また、吸気弁を閉止状態で停止させる吸気弁停止制御を行うことも実施の形態１と同様である（図１３，図１８参照）。

図１８を参照して、吸気弁を閉止状態で停止している期間には、実施の形態１と同様に、それぞれのモデルブロックＭ２'，Ｍ２''，Ｍ２'''において、吸気管モデルＭ２０'，Ｍ２０''，Ｍ２０'''，Ｍ２０''''に入力される前回の筒内吸入空気流量ｍｃｆ，ｍｃｃ，ｍｃｍｄｌ，ｍｃａｆｍを零とする。本実施の形態における内燃機関の制御装置は、吸気弁を閉止状態で停止している期間にもスイッチ５１を接続状態にする。すなわち、誤差圧力（Ｐｍｍｄｌ−Ｐｍａｆｍ）を吸気管内圧力Ｐｍｆから減算している。

図２２に、本実施の形態における吸気弁停止制御を行っているときの吸気管内圧力の推定値のグラフを示す。本実施の形態においては、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）が、所定の値以上にならないように、予め定められた最大値としてのガード値でガードする。ガード値としては、たとえば、ほぼ大気圧の値を採用することができる。本実施の形態にいては、スロットル弁が全開で定常状態になっている時の吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを算出してガード値を更新する。この吸気管内圧力ＰｍＷＯＴの算出方法については後述する。スロットル弁が全開のときの吸気管内圧力は、ほぼ大気圧である。

時刻ｔｓにおいて吸気弁停止制御を開始している。時刻ｔｓ１において、吸気管内圧力がほぼ定常状態に達している。ところが、実施の形態１と同様に、機関吸気経路における実際の空気流量が零であっても、エアフロメータは正の流量を出力するために、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）は増加する。時刻ｔｘにおいて、誤差圧力を修正した吸気管内圧力が、ガード値としての吸気管内圧力ＰｍＷＯＴに達している。

時刻ｔｅにて、吸気弁停止制御が終了している。時刻ｔｅにおいて、吸気弁が再駆動することにより、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）が減少する。時刻ｔｙにおいて、誤差圧力を修正した吸気管内圧力が、ガード値ＰｍＷＯＴに達している。吸気管内圧力は、時刻ｔｅ１まで減少を続け、時刻ｔｅ１以降においては、ほぼ定常状態になっている。

本実施の形態においては、時刻ｔｓから時刻ｔｘまでの期間に吸気弁が再駆動した場合には、吸気弁モデルＭ３０に入力される吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を選定する。時刻ｔｘ以降の期間に吸気弁が再駆動した場合には、吸気弁モデルＭ３０に入力される吸気管内圧力Ｐｍｆｉｎとして、ガード値ＰｍＷＯＴを選定する。時刻ｔｅから時刻ｔｙまでの期間においても、ガード値として吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを選定する。更に、時刻ｔｙ以降の期間には、誤差圧力を修正した吸気管内圧力（Ｐｍｆ−Ｐｍｍｄｌ＋Ｐｍａｆｍ）を選定する。

このように、本実施の形態においては、誤差を考慮した吸気管内圧力を算出し、この吸気管内圧力が予め定められた最大値よりも大きいときに吸気弁を再駆動すべき場合には、予め定められた最大圧力値に基づいて今回の筒内吸入空気流量を算出する。この制御により、吸気弁が閉止状態で停止している状態から吸気弁を再駆動したときに、精度良く吸気管内圧力を推定することができる。この結果、筒内吸入空気流量を精度良く算出することができる。

図２３に、本実施の形態におけるガード値を算出するフローチャートを示す。本実施の形態におけるガード値は、スロットル弁開度が全開であって、更に定常状態になっているときの吸気管内圧力の推定値が採用される。本実施の形態においては、スロットル弁開度が全開にて定常状態になっている運転時を選定し、その運転時に吸気管内圧力の推定値を算出する。算出した吸気管内圧力のガード値は、適宜更新する。初期のガード値は、たとえば、大気圧近傍の所定の値がＥＣＵに記憶されている。

ステップ１２１においては、スロットル弁の開度ＴＡが、全開（ＷＯＴ；Wide Open Throttle）であるか否かが判別される。ステップ１２１において、スロットル弁の開度が全開でない場合には、この制御を終了する。スロットル弁の開度ＴＡが、全開である場合には、ステップ１２２に移行する。

ステップ１２２においては、内燃機関の運転状態がほぼ定常であるか否かが判別される。本実施の形態においては、エアフロメータの出力値ＡＦＭの変化率の絶対値が、所定の予め定められた判定値未満であるか否かが判明される。エアフロメータの出力値ＡＦＭの変化率の絶対値が予め定められた判定値以上である場合には、内燃機関の運転状態が定常でないと判別され、この制御を終了する。エアフロメータの出力値ＡＦＭの変化率の絶対値が予め定められた判定値未満である場合には、ステップ１２３に移行する。

ステップ１２３においては、ガード値としての吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを算出する。内燃機関の運転状態が定常の場合には、エアフロメータの出力値ＡＦＭが筒内吸入空気流量とほぼ等しくなる。このために、本実施の形態においては、エアフロメータの出力値ＡＦＭを筒内吸入空気流量としている。この筒内吸入空気流量からガード値として用いる吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを算出する。本実施の形態においては、上述の吸気弁モデルの式（７）を用いて、筒内吸入空気流量ｍｃＷＯＴから吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを逆算している。

このように、本実施の形態においては、スロットル弁の開度が全開で、更に定常状態の時のエアフロメータの出力値を筒内吸入空気流量として算出した吸気管内圧力を、ガード値に採用している。この制御により、それぞれの内燃機関の機差ばらつきを含んだガード値を算出することができる。すなわち、それぞれの内燃機関の構成部品には、製造誤差等に起因する機差ばらつきを有する。吸気管内圧力がほぼ大気圧のときに、実際のエアフロメータの出力値から算出した吸気管内圧力ＰｍＷＯＴをガード値として採用し、吸気弁が再駆動したときにこの吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを用いて筒内吸入空気流量を算出することにより、精度良く筒内吸入空気流量を算出することができる。

たとえば、エアモデルにおいて筒内吸入空気流量を算出する場合には、前述の式（７）に吸気管内圧力Ｐｍを入力する。ところが、式（７）における定数ａおよび定数ｂには、機差ばらつきによる誤差が存在する。このために、吸気管内圧力Ｐｍに大気圧を入力して、式（７）により筒内吸入空気流量を算出すると、この機差ばらつきの影響が残ってしまう。

本実施の形態においては、吸気管内圧力が大気圧の状況下で実際の筒内吸入空気流量ｍｃＷＯＴから、吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを逆算している。この値は、式（７）において、たとえばＥＣＵ３１に記憶されている定数ａおよび定数ｂを用いて算出されるために、それぞれの内燃機関の個体差の影響が考慮される。したがって、吸気弁停止制御中にガード値として吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを採用することにより、吸気弁を再駆動したときに、より正確な筒内吸入空気流量を算出することができる。

図２４に、吸気管内圧力と筒内吸入空気流量との関係を示すグラフを示す。上記の説明においては、式（７）に基づく計算によりガード値を算出しているが、この形態に限られず、エアフロメータの出力値に基づいて吸気管内圧力を算出できれば構わない。例えば、図２４に示すグラフからアクセル開度が全開の時のエアフロメータの出力値ＡＦＭＷＯＴを筒内吸入空気流量として、このときの吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを算出することができる。図２４に示すグラフをマップにしたものをＥＣＵ３１に記憶させておき、エアフロメータの出力値ＡＦＭＷＯＴから吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを算出しても構わない。

また、本実施の形態においては、算出したガード値を前回に算出したガード値と置き換えている。内燃機関は、使用を継続すると経年劣化が発現する。このため、機差ばらつきの大きさは、内燃機関を使用するとともに変化する。ガード値として採用する吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを更新することにより、機差ばらつきの影響の他に、経年変化の影響も含めたガード値を算出することができる。

本実施の形態においては、ガード値としてエアフロメータの出力値から算出される吸気管内圧力を採用しているが、この形態に限られず、エアモデルにより算出される吸気管内圧力ＰｍＷＯＴを採用しても構わない。たとえば、図１３を参照して、スロットル弁が全開で内燃機関が定常状態になったときに、モデルブロックＭ２'''におけるエアフロメータの出力値ＡＦＭから算出される吸気管内圧力Ｐｍａｆｍが、ガード値として採用されても構わない。

その他の構成、作用および効果については、実施の形態１と同様であるので、ここでは説明を繰り返さない。

上記の実施の形態は、適宜組み合わせることができる。たとえば、実施の形態１において、吸気弁停止制御の期間のうち、一部の期間中において吸気管内圧力の推定値を切替え、その他の期間中に吸気管内圧力の推定値をガード値でガードしても構わない。

上述のそれぞれの図において、同一または相当する部分には同一の符号を付している。なお、上記の実施の形態は例示であり発明を限定するものではない。また、実施の形態においては、特許請求の範囲に含まれる変更が意図されている。

１ 機関本体
５ 燃焼室
６ 吸気弁
７ 吸気ポート
８ 排気弁
１１ 燃料噴射弁
１４ 吸気枝管
１５ サージタンク
１６ 吸気管
１９ スロットル弁
４１ エアフロメータ
２３ 吸気管部分
５１ スイッチ

Claims (5)

1. 内燃機関の運転期間中に吸気弁を閉止状態で停止させることができ、実際の流量が零のときに正の流量値を出力するエアフロメータが機関吸気通路に配置されている内燃機関の制御装置であって、
   スロットル弁の開度に基づいて、スロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量および気筒内に流入する前回の筒内吸入空気流量に基づいて、吸気管内圧力を算出する吸気管内圧力推定手段と、
   スロットル弁の実際の開度を検出し、検出した実際の開度に基づいてスロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量に基づいて、エアフロメータによって出力されると予想される予想出力値を算出し、予想出力値に基づいて算出した吸気管内圧力と、実際のエアフロメータの出力値に基づいて算出した吸気管内圧力との差を誤差圧力として算出する誤差推定手段とを備え、
   吸気弁を駆動している期間には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出し、
   吸気弁が閉止状態で停止している期間には前回の筒内吸入空気流量を零にし、吸気弁が閉止状態で停止している期間のうち少なくとも一部の期間中に吸気弁を再駆動すべき場合には、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出することを特徴とする、内燃機関の制御装置。
2. 吸気弁を閉止状態で停止した後において、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力の上昇率が予め定められた判定値よりも大きいときに吸気弁を再駆動すべき場合には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力に基づいて今回の筒内吸入空気流量を算出し、
   吸気管内圧力推定手段により算出した圧力の上昇率が予め定められた判定値以下のときに吸気弁を再駆動すべき場合には、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力に基づいて今回の筒内吸入空気流量を算出することを特徴とする、請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 吸気弁が閉止状態で停止している期間中において、吸気管内圧力推定手段により算出した圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力が、予め定められた最大圧力値よりも大きいときに吸気弁を再駆動すべき場合には、予め定められた最大圧力値に基づいて今回の筒内吸入空気流量を算出することを特徴とする、請求項１または２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 内燃機関の運転期間中に吸気弁を閉止状態で停止させることができ、実際の流量が零のときに正の流量値を出力するエアフロメータが機関吸気通路に配置されている内燃機関の制御装置であって、
   スロットル弁の開度に基づいて、スロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量および気筒内に流入する前回の筒内吸入空気流量に基づいて、吸気管内圧力を算出する吸気管内圧力推定手段と、
   スロットル弁の実際の開度を検出し、検出した実際の開度に基づいてスロットル弁を通過するスロットル通過空気流量を算出し、算出したスロットル通過空気流量に基づいて、エアフロメータによって出力されると予想される予想出力値を算出し、予想出力値に基づいて算出した吸気管内圧力と、実際のエアフロメータの出力値に基づいて算出した吸気管内圧力との差を誤差圧力として算出する誤差推定手段とを備え、
   吸気弁を駆動している期間には、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出し、
   吸気弁が閉止状態で停止している期間には前回の筒内吸入空気流量を零にし、吸気弁が閉止状態で停止している期間において、吸気管内圧力推定手段により算出した吸気管内圧力から誤差推定手段により算出した誤差圧力を減算した圧力が、予め定められた最大圧力値よりも大きいときに吸気弁を再駆動すべき場合には、予め定められた最大圧力値に基づいて、気筒内に流入する今回の筒内吸入空気流量を算出することを特徴とする、内燃機関の制御装置。
5. 予め定められた最大圧力値は、運転期間中にスロットル弁を全開にして定常状態に達しているときに、実際のエアフロメータの出力値を筒内吸入空気流量として算出した吸気管内圧力値により更新することを特徴とする、請求項４に記載の内燃機関の制御装置。

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