JP2012026318A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】本発明は、内燃機関の制御装置に関し、ＥＧＲ利用時にも高精度に吸入ガス流量を推定可能な内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。
【解決手段】吸気管３４内に排気ガスを還流させる場合、吸気管３４内のガス密度ρｍが変化する。ガス密度ρｍは、ρｍ＝ＭＰｍ／ＲＴｍ（Ｍ：ガスの分子量）で表され、吸気管３４内のガス温度Ｔｍと反比例の関係にある。そのため、還流排気ガス流量が少ない場合には吸気管３４内のガス温度が低く、吸気管３４内のガス密度が上昇するので吸入ガス量が増加する。一方、還流排気ガス流量が多い場合には吸気管３４内のガス温度が高く、吸気管３４内のガス密度が低下するので吸入ガス量が減少する。従って、吸気管３４内のガス密度の変化分、吸入ガス量を補正することで外部ＥＧＲ活用時の吸入ガス量を精度良く予測することができる。
【選択図】図５

Description

この発明は、内燃機関の制御装置に関し、より詳細には、内燃機関の排気通路と吸気管とを接続する排気ガス環流（Exhaust Gas Recirculation：ＥＧＲ）管を備える内燃機関の制御装置に関する。

従来、例えば特許文献１には、内燃機関における燃料噴射量制御に関し、筒内に吸入される吸入ガス流量を、吸気弁モデルを用いて推定する方法が開示されている。吸入ガス量は、吸気弁の閉弁時に確定し、その時点での筒内圧力と比例関係にある。また、吸気弁閉弁時の筒内圧力は、吸気弁の上流の圧力、即ち、吸気管圧と等しいとみなすことができる。そのため、吸入ガス量は、吸気管圧と比例関係にあると言える。このような前提の下、特許文献１の吸気弁モデルは、経験則に基づく下記式（１）に従って筒内に吸入される吸入ガス流量ｍｃ^＊＊を求め、この吸入ガス流量ｍｃ^＊＊を用いて、一吸気行程において筒内に吸入される吸入ガス量を求めている。
ｍｃ^＊＊＝（Ｔ_０／Ｔｍ^＊＊）・（ｃ・Ｐｍ^＊＊−ｄ） ・・・（１）
上記式（１）において、Ｐｍ^＊＊は吸気管圧であり、Ｔ_０は吸気温度（大気温度）、Ｔｍ^＊＊は吸気管内ガス温度である。また、ｃは比例係数であり、ｄは筒内に残存している既燃ガスを表す値である。

吸入ガス流量ｍｃ^＊＊の具体的な推定方法は次のとおりである。即ち、この吸気弁モデルは、エンジン回転数Ｎｅ、吸気弁の開閉タイミングＶＴ及び吸気弁の最大リフト量Ｌｍａｘと、上記比例係数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を記憶しており、実際のエンジン回転数Ｎｅ、吸気弁開閉タイミングＶＴ、吸気弁最大リフト量Ｌｍａｘと、それぞれのテーブルとから、比例係数ｃ及び既燃ガス量ｄを求める。そして、この吸気弁モデルは、比例係数ｃ、既燃ガス量ｄを求める際に、別途推定した吸気管圧Ｐｍ^＊＊、吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊＊を上記式（１）に適用して、吸入ガス流量ｍｃ^＊＊を推定する。

国際公開第０３／０３３８９７号

ところで、上記吸気弁モデルを、ＥＧＲ管を備える内燃機関に適用したと仮定する。そうすると、ＥＧＲ管を流れる排気ガス（外部ＥＧＲガス）が吸気管内に流入することになるので、吸気管内のガス量が急激に変化する。つまり、上記式（１）における既燃ガス量ｄの値が変化するので、吸入ガス流量ｍｃ^＊＊の推定精度が低下してしまう。従って、上記吸気弁モデルをそのまま適用すると、吸入ガス流量の推定精度の低下に繋がってしまう。このような推定精度の低下を防ぐためには、既燃ガス量ｄを再度求めればよい。しかしながら、既燃ガス量ｄを再度求めれば、その算出時間が拡大するので制御性が悪化するという問題があった。

この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、ＥＧＲ利用時にも高精度に吸入ガス流量を推定可能な内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の吸気管におけるガス温度と吸気管圧とを少なくとも使用して、筒内に吸入される吸入ガス流量を算出するための吸気弁モデルを備える内燃機関の制御装置であって、
大気温度を取得する大気温度取得手段と、
前記内燃機関の排気通路と前記吸気管とを接続するＥＧＲ管と、
前記ＥＧＲ管を流れる還流排気ガス流量を取得する還流排気ガス流量取得手段と、
前記ＥＧＲ管を流れる還流排気ガス温度を取得する還流排気ガス温度取得手段と、
前記ＥＧＲ管との接続部よりも上流側の吸気管におけるガスに関するモデルに、前記吸入ガス流量、前記大気温度、前記還流排気ガス流量を適用して、前記上流側の吸気管におけるガス温度を上流ガス温度として推定する上流ガス温度推定手段と、
前記ＥＧＲ管との接続部よりも下流側の吸気管における吸気管圧を下流吸気管圧として取得する下流吸気管圧取得手段と、
前記下流側の吸気管の壁面温度を取得する壁面温度取得手段と、
前記下流側の吸気管におけるガスに関するモデルに、前記大気温度、前記還流排気ガス流量、前記還流排気ガス温度、前記下流吸気管圧及び前記壁面温度を適用して、前記下流側の吸気管におけるガス温度を下流ガス温度として推定する下流ガス温度推定手段と、
前記吸気弁モデルに、前記上流ガス温度、前記下流吸気管圧及び前記下流ガス温度を適用して、筒内に吸入される吸入ガス流量を算出する吸入ガス流量算出手段と、
を備えることを特徴とする。

また、第２の発明は、第１の発明において、
前記ＥＧＲ管に設けられたＥＧＲクーラーを更に備え、
前記還流排気ガス温度取得手段は、前記ＥＧＲクーラーの温度を前記還流排気ガス温度として取得することを特徴とする。

第１の発明によれば、ＥＧＲ管との接続部よりも上流側の吸気管におけるガス温度（上流ガス温度）、下流側の吸気管におけるガス温度（下流ガス温度）をそれぞれ推定し、取得した下流吸気管圧と共に、これらを吸気弁モデルに適用して吸入ガス流量を算出できる。排気ガスが吸気管内に還流されると、吸気管内のガス密度が変化する。ここで、吸気管内のガス密度は、吸気管内のガス温度と反比例の関係にある。そのため、上流ガス温度と下流ガス温度とをそれぞれ推定し吸気弁モデルに適用すれば、吸気管内のガス密度変化分の補正をすることができる。従って、ＥＧＲを活用する場合であっても、吸入ガス流量を高精度に推定できる。

第２の発明によれば、下流ガス温度を推定するために必要な還流排気ガス温度を、ＥＧＲクーラー温度で代用できる。従って、システムの増大化を防止することができる。

実施の形態のシステム構成を説明するための図である。 実施の形態の制御装置が吸入ガス量を推定する際に使用するモデルの接続関係を示した機能ブロック図である。 吸入ガス流量補正係数α（＝Ｔｍ^＊ｉ／Ｔｍ^ｉ）の一例を示した図である。 ＥＧＲ率に対する吸入ガス量の変化を表した図である。 ＥＣＵ７０により実行される吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉの算出手順を示すフローチャートである。 ＥＣＵ７０により実行される吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉの算出手順を示すフローチャートである。 ＥＣＵ７０により実行される吸入ガス流量ｍｃ^ｉの算出手順を示すフローチャートである。 実施の形態の変形例を説明するための図である。 実施の形態の変形例を説明するための図である。 実施の形態の変形例を説明するための図である。

［システム構成の説明］
以下、図１乃至図１０を参照して、本発明の実施の形態について説明する。図１は、本発明の実施の形態のシステム構成を説明するための図である。本実施形態のシステムは、内燃機関としてのエンジン１０を備えている。エンジン１０の気筒数および気筒配置は特に限定されるものではない。

エンジン１０は、内部にピストン１２を有するシリンダブロック１４を備えている。ピストン１２は、クランク機構を介してクランク軸１６と接続されている。クランク軸１６の近傍には、クランク角センサ１８が設けられている。クランク角センサ１８は、クランク軸１６の回転角度（クランク角）を検出するように構成されている。

シリンダブロック１４の上部にはシリンダヘッド２０が組み付けられている。ピストン１２上面からシリンダヘッド２０までの空間は燃焼室２２を形成している。シリンダヘッド２０には、燃焼室２２内の混合気に点火する点火プラグ２４が設けられている。シリンダヘッド２０は、燃焼室２２と連通する吸気ポート２６を備えている。吸気ポート２６と燃焼室２２との接続部には吸気弁２８が設けられている。吸気弁２８は、可変動弁機構３０に接続されている。可変動弁機構３０は、吸気弁２８の開弁特性（開閉弁時期、作用角、リフト量）を変更可能に構成されている。

吸気ポート２６には、該吸気ポート２６近傍に燃料を噴射するインジェクタ３２が設けられている。吸気ポート２６には、吸気管３４が接続されている。吸気管３４には、上流側から順にエアクリーナ３６、スロットルバルブ３８及びサージタンク４０がそれぞれ設けられている。スロットルバルブ３８は、全閉位置と全開位置との間で開、閉される電子制御式のバタフライ弁により構成され、アクセル開度センサ４２により検出されるアクセル開度に基づいて駆動される。サージタンク４０は、吸気脈動の減衰効果等を発揮するために、吸気管３４の途中に一定の広がりをもつ空間を形成している。

また、シリンダヘッド２０には、燃焼室２２と連通する排気管４４が接続されている。排気管４４には、ＥＧＲ管４６の一端が接続されている。ＥＧＲ管４６の他端は、サージタンク４０に接続されている。ＥＧＲ管４６の途中には、ＥＧＲクーラー４８が設けられている。ＥＧＲクーラー４８は、ＥＧＲ管４６を流れる排気ガスを冷却するように構成されている。ＥＧＲクーラー４８よりも吸気管３４側のＥＧＲ管４６には、ＥＧＲ弁５０が設けられている。ＥＧＲ弁５０は、例えば、ステッピングモータにより開閉操作される流量制御弁である。このＥＧＲ弁５０が開弁されると、排気管４４を流れる排気ガスの一部が、ＥＧＲ管４６及びＥＧＲクーラー４８を通って吸気管３４に環流される。

また、本実施形態のシステムは、ＥＣＵ(Electronic Control Unit)６０を備えている。ＥＣＵ７０の入力側には、上述したクランク角センサ１８やアクセル開度センサ４２の他、大気温度検出手段５２、大気圧検出手段５４、吸気管圧検出手段５６、壁面温度検出手段５８、還流排気ガス流量検出手段６０、還流排気ガス温度検出手段６２その他車両やエンジン１０の制御に必要な各種のセンサが接続されている。

ここで、大気温度検出手段５２は、スロットルバルブ３８の上流温度（即ち、大気温度）Ｔ_Ｏを検出するためのものであり、大気圧検出手段５４は、スロットルバルブ３８の上流圧（即ち、大気圧）Ｐ_Ｏを検出するためのものである。また、吸気管圧検出手段５６は、ＥＧＲ管４６との接続部よりも下流側の吸気管３４における吸気管圧Ｐｍを検出するためのものであり、壁面温度検出手段５８は、ＥＧＲ管４６との接続部よりも下流側の吸気管３４の壁面温度Ｔ_ｗを検出するためのものである。また、還流排気ガス流量検出手段６０は、ＥＧＲ管４６を流れて吸気管３４に流入する還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲを検出するためのものであり、還流排気ガス温度検出手段６２は、ＥＧＲ管４６を流れて吸気管３４に流入する還流排気ガス温度Ｔ_ＥＧＲを検出するためのものである。

一方、ＥＣＵ７０の出力側には、点火プラグ２４、インジェクタ３２、スロットルバルブ３８等を含む各種のアクチュエータが接続されている。ＥＣＵ７０は、上述した各種のセンサによりエンジン１０の運転情報を検出し、その検出結果に基づいて各アクチュエータを駆動することにより、エンジン１０の運転制御を行う。

［燃料噴射量制御］
ＥＣＵ７０によるエンジン１０の運転制御の一つに、燃料噴射量制御がある。この燃料噴射量制御は、吸気弁２８の閉弁時に燃焼室２２内に吸入されるであろう吸入ガス量Ｍｃを、吸気弁が閉弁する前に予測し、下記式（２）に基づいて燃料噴射量ｆｃを決定する。 ｆｃ＝Ｋ・Ｍｃ ・・・（２）
上記式（２）において、Ｋは目標空燃比に応じて変化する係数である。

図２は、ＥＣＵ７０による吸入ガス量Ｍｃの予測時に使用するモデルの接続関係を示した機能ブロック図である。本実施形態のシステムが吸入ガス量Ｍｃを推定する際には、図２に示すように、電子制御スロットルモデルＭ１０、スロットルモデルＭ２０、上流吸気管モデルＭ３０、下流吸気管モデルＭ４０及び吸気弁モデルＭ５０のシミュレーションモデルを使用する。

（電子制御スロットルモデルＭ１０）
電子制御スロットルモデルＭ１０は、現時点までのアクセルペダル操作量ＡＡに基づいて、現時点から所定時間Ｔ_Ａ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、電子制御スロットルモデルＭ１０は、ＥＣＵ７０に別途記憶されたアクセルペダル操作量ＡＡ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に、アクセル開度センサ４２で検出したアクセルペダル操作量ＡＡを適用して暫定的な目標スロットルバルブ開度θｒ１を求める。そして、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だけ遅延させた値を最終的な目標スロットルバルブ開度θｒとして決定する。

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ＡＡ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Ｔ_Ａ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−Ｔ_Ａ）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−Ｔ_Ａ）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Ｍ１０は、現時点から所定時間Ｔ_Ａ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−Ｔ_Ａ）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Ｔ_Ａ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。

（スロットルモデルＭ２０）
スロットルモデルＭ２０は、スロットルバルブ３８を通過する新気の流量（スロットル通過新気流量）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式（３）及び下記式（４）に基づいて推定するモデルである。スロットルモデルＭ２０は、スロットルバルブ３８の上流圧Ｐ_０が、その下流側の圧力、具体的には、スロットルバルブ３８の設置部から、ＥＧＲ管４６との接続部までの吸気管３４（以下、単に「上流側吸気管部」と称す。）における吸気管圧Ｐｍ^＊より大きい順流の場合に下記式（３）を使用し、スロットルバルブ上流圧Ｐ_０が吸気管圧Ｐｍ^＊より小さい逆流の場合に下記式（４）を使用する。この結果、スロットル通過新気流量ｍｔは、順流の場合には正の値をとなり、逆流の場合には負の値となる。

上記式（３）及び式（４）において、Ｔ_０はスロットルバルブ３８の上流温度、Ｔｍ^＊は上流側吸気管部吸気管内ガス温度、Ｒは気体定数、κは比熱比（物性値）、をそれぞれ表す。また、上記式（３）及び式（４）において、θｔは電子制御スロットルモデルＭ１０により推定されたスロットルバルブ開度、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３４の開口面積）をそれぞれ表す。流量係数Ｃｔ（θｔ）は、スロットルモデルＭ２０が、ＥＣＵ７０に別途格納された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テーブルに、推定したスロットルバルブ開度θｔを適用することで求められる。同様に、Ａｔ（θｔ）は、スロットルモデルＭ２０が、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テーブルに、推定したスロットルバルブ開度θｔを適用することで求められる。

具体的に、スロットルモデルＭ２０は、スロットルバルブ３８の上流圧Ｐ_０、スロットルバルブ３８の上流温度Ｔ_０を、大気圧検出手段５４、大気温度検出手段５２からそれぞれ取得するとともに、吸気管圧Ｐｍ^＊を後述する上流吸気管モデルＭ３０から取得し、これらの値を上記式（３）又は式（４）に適用して、時刻ｔにおけるスロットル通過新気流量ｍｔを推定する。

ここで、上記スロットルモデルＭ２０を記述した上記式（３）及び式（４）の導出過程について説明する。スロットルバルブ３８の上流の開口断面積をＡｕ、新気の密度をρｕ、新気の流速をｖｕとし、スロットルバルブ３８による吸気管３４の開口断面積をＡｄ、そこでの新気密度をρｄ、スロットルバルブ３８を通過する新気の流速をｖｄとすると、スロットル通過新気流量ｍｔは下記式（５）で表すことができる。下記式（５）は、質量保存則を記述した式と言える。
ｍｔ＝Ａｄ・ρｄ・ｖｄ＝Ａｕ・ρｕ・ｖｕ ・・・（５）

一方、運動エネルギーは、新気の質量をｍ_ＡＩＲとすると、スロットルバルブ３８の上流でｍ_ＡＩＲ・ｖｕ^２／２であり、スロットルバルブ３８を通過する場所でｍ_ＡＩＲ・ｖｄ^２／２である。他方、熱エネルギーは、スロットルバルブ３８の上流でｍ_ＡＩＲ・Ｃｐ・Ｔｕであり、スロットルバルブ３８を通過する場所でｍ_ＡＩＲ・Ｃｐ・Ｔｄである。従って、エネルギー保存則により、下記式（６）が得られる。なお、Ｔｕはスロットルバルブ上流の新気温度、Ｔｄはスロットルバルブ下流の新気温度、Ｃｐは定圧比熱である。
ｍ_ＡＩＲ・ｖｕ^２／２＋ｍ_ＡＩＲ・Ｃｐ・Ｔｕ＝ｍ_ＡＩＲ・ｖｄ^２／２＋ｍ_ＡＩＲ・Ｃｐ・Ｔｄ ・・・（６）

ところで、状態方程式は下記式（７）、比熱比κは下記式（８）、マイヤーの関係は下記式（９）でそれぞれ示すことができるから、下記式（７）〜式（９）よりＣｐ・Ｔは下記式（１０）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。
Ｐ＝ρ・Ｒ・Ｔ ・・・（７）
κ＝Ｃｐ／Ｃｖ ・・・（８）
Ｃｐ＝Ｃｖ＋Ｒ ・・・（９）
Ｃｐ・Ｔ＝｛κ／（κ−１）｝・（Ｐ／ρ）・・・（１０）

上記式（１０）の関係を用いて上記式（６）を書き換えると、下記式（１１）が得られる。なお、Ｐｕはスロットルバルブ３８の上流における新気の圧力、Ｐｄはスロットルバルブ３８を通過する場所での新気の圧力である。
ｍ_ＡＩＲ・ｖｕ^２／２＋｛κ／（κ−１）｝・（Ｐｕ／ρｕ）＝ｍ_ＡＩＲ・ｖｄ^２／２＋｛κ／（κ−１）｝・（Ｐｄ／ρｄ） ・・・（１１）

そして、スロットルバルブ３８の無限上流を考えると、Ａｕ＝∞、ｖｕ＝０であるから、上記式（１１）は、下記式（１２）に書き換えることができる。
｛κ／（κ−１）｝・（Ｐｕ／ρｕ）＝ｍ_ＡＩＲ・ｖｄ^２／２＋｛κ／（κ−１）｝・（Ｐｄ／ρｄ） ・・・（１２）

次に、運動量について説明する。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、下記式（１３）が得られる。
ρｄ・ｖｄ^２・Ａｄ−ρｕ・ｖｕ^２・Ａｕ＝Ｐｕ・Ａｕ−Ｐｄ・Ａｄ＋Ｐｍｅａｎ・（Ａｄ−Ａｕ） ・・・（１３）

上記式（１３）で、Ａｕ＝∞、ｖｕ＝０とすると、下記式（１４）が得られるので、上記式（１３）及び下記式（１４）とから、下記式（１５）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。
Ｐｍｅａｎ＝Ｐｕ ・・・（１４）
ρｄ・ｖｄ^２＝Ｐｕ−Ｐｄ ・・・（１５）

従って、上記式（５）、式（１２）及び式(１５)から、下記式（１６）が得られる。

上記式（１６）において、Ｐｕはスロットルバルブ３８の上流圧Ｐ_０であり、Ｐｄは吸気管圧Ｐｍ^＊であるから、流量係数にＣｔ（θｔ）を導入し、開口断面積Ａｄを開口面積Ａｔ（θｔ）と置き直して整理すると、上記式（３）が得られる。上記式（４）の導出過程は、上記式（３）と同様であるので省略する。

（上流吸気管モデルＭ３０）
上流吸気管モデルＭ３０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式（１７）及び式（１８）、スロットル通過新気流量ｍｔ、吸気温度Ｔ_０、吸入ガス流量ｍｃ及び還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲから、吸気管圧Ｐｍ^＊及び吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊を求めるモデルである。なお、下記式（１７）及び式（１８）において、Ｖｍ^＊は上流側吸気管部の容積である。

ｄ（Ｐｍ^＊／Ｔｍ^＊）／ｄｔ＝（Ｒ／Ｖｍ^＊）・｛ｍｔ−（ｍｃ−ｍ_ＥＧＲ）｝ ・・・（１７）
ｄＰｍ^＊／ｄｔ＝κ・（Ｒ／Ｖｍ^＊）・｛ｍｔ・Ｔ_０−（ｍｃ−ｍ_ＥＧＲ）・Ｔｍ^＊｝ ・・・（１８）

具体的に、上流吸気管モデルＭ３０は、スロットルバルブ３８の上流温度Ｔ_０、還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲを、大気温度検出手段５２、還流排気ガス流量検出手段６０からそれぞれ取得する。また、スロットル通過新気流量ｍｔをスロットルモデルＭ２０から取得し、吸入ガス流量ｍｃを後述する吸気弁モデルＭ４０からを取得する。そして、これらの値を上記式（１７）及び式（１８）に適用して、時刻ｔにおける吸気管圧Ｐｍ^＊及び吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊を求める。

ここで、上流吸気管モデルＭ３０を記述した上記式（１７）及び式（１８）の導出過程について説明する。上流側吸気管部における総新気量をＭとすると、総新気量Ｍの時間的変化は、上流側吸気管部に流入する新気の流量に相当するスロットル通過新気流量ｍｔと、吸気管３４から流出する新気量との差として表すことができる。また、吸気管３４から流出する新気量は、燃焼室２２内に吸入された吸入ガス流量ｍｃから、吸気管３４に流入した還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲを除いたガス量（ｍｃ−ｍ_ＥＧＲ）に等しい。これらのことから、質量保存則に基づく下記式（１９）が得られる。
ｄＭ／ｄｔ＝ｍｔ−（ｍｃ−ｍ_ＥＧＲ） ・・・（１９）

また、状態方程式は下記式（２０）で示せるので、上記式（１９）と下記式（２０）とから総新気量Ｍを消去することにより、質量保存則に基づく上記式（１７）が得られる。
Ｐｍ^＊・Ｖｍ^＊＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ^＊ ・・・（２０）

次に、上流側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、エネルギーのほとん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、上流側吸気管部の新気のエネルギーＭ・Ｃｖ・Ｔｍ^＊の時間変化量は、上流側吸気管部に流入する新気のエネルギーＣｐ・ｍｔ・Ｔ_０と、上流側吸気管部から流出する新気のエネルギーＣｐ・（ｍｃ−ｍ_ＥＧＲ）・Ｔｍ^＊との差に等しいので、下記式（２１）が得られる。
ｄ（Ｍ・Ｃｖ・Ｔｍ^＊）／ｄｔ＝Ｃｐ・ｍｔ・Ｔ_０−Ｃｐ・（ｍｃ−ｍ_ＥＧＲ）・Ｔｍ^＊ ・・・（２１）
上記式（２１）を、上記式（８）と、上記式（２０）とを用いて変形することにより、上記式（１８）が得られる。

（下流吸気管モデルＭ４０）
下流吸気管モデルＭ４０は、ＥＧＲ管４６との接続部から燃焼室２２との接続部までの吸気管３４（以下、単に「下流側吸気管部」と称す。）における吸気管内ガス温度Ｔｍを、下記式（２２）及び式（２３）に基づいて推定するモデルである。なお、下記式（２２）又は式（２３）において、ｉ，ｉ−１は計算ステップ数を表し、Ｃｐａは上流側吸気管部における定圧比熱、Ｍａ^ｉは上流側吸気管部における新気量である。また、Ｃｐ_ＥＧＲは下流側吸気管部における定圧比熱であり、Ｍ_ＥＧＲ ^ｉは下流側吸気管部における還流排気ガス量である。Ｑは吸入ガスへの伝熱量である。
Ｔｍ^ｉ＝Ｔｍ^ｉ−１＋ΔＴｍ^ｉ ・・・（２２）
ΔＴｍ^ｉ＝Ｑ／（Ｃｐａ・Ｍａ^ｉ＋Ｃｐ_ＥＧＲ・Ｍ_ＥＧＲ ^ｉ） ・・・（２３）

吸気管３４内に排気ガスを還流させる場合、吸気管３４内のガス密度ρｍが変化する。ガス密度ρｍは、ρｍ＝ＭＰｍ／ＲＴｍ（Ｍ：ガスの分子量）で表され、吸気管３４内のガス温度Ｔｍと反比例の関係にある。そのため、還流排気ガス流量が少ない場合には吸気管３４内のガス温度が低く、吸気管３４内のガス密度が上昇するので吸入ガス量が増加する。一方、還流排気ガス流量が多い場合には吸気管３４内のガス温度が高く、吸気管３４内のガス密度が低下するので吸入ガス量が減少する。従って、吸気管３４内のガス密度の変化分、吸入ガス量を補正することで外部ＥＧＲ活用時の吸入ガス量を精度良く予測することができる。

しかしながら、下流側吸気管部におけるガス温度は、新気流量や還流排気ガス流量によって急激に変化するため、高応答に検出することは困難である。そこで、本実施の形態においては、上記式（２２）及び式（２３）に基づいて下流側吸気管部におけるガス温度Ｔｍを推定する。

ここで、上記スロットルモデルＭ４０を記述した上記式（２２）及び式（２３）の導出過程について説明する。下流側吸気管部における熱収支の関係は、吸入ガスへの伝熱量Ｑ、排気ガスの熱量Ｑ_ＥＧＲ、新気の熱量Ｑａ、筒内に吸入された吸入ガスの熱量Ｑｃ、下流側吸気管部の壁面からの熱伝達量Ｑｗを用いて下記式（２４）の様に表すことができる。
Ｑ＝Ｑ_ＥＧＲ＋Ｑａ−Ｑｃ＋Ｑｗ ・・・（２４）

上記式（２４）の右辺の各項は、Δｔを計算ステップ時間とすると、下記式（２５）〜式（２８）でそれぞれ表すことができる。
Ｑ_ＥＧＲ＝Ｃｐ_ＥＧＲ・ｍ_ＥＧＲ・Ｔ_ＥＧＲ・Δｔ ・・・（２５）
Ｑａ＝Ｃｐａ・ｍａ・Ｔ_０・Δｔ ・・・（２６）
Ｑｃ＝Ｃｐａ・ｍｃ^ｉ−１・（１−Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ）・Ｔｍ^ｉ−１＋Ｃｐ_ＥＧＲ・ｍｃ^ｉ−１・Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ・Ｔｍ^ｉ−１・Δｔ ・・・（２７）
Ｑｗ＝ｈｗ・Ａ・（Ｔｗ−Ｔｍ^ｉ−１）・Δｔ ・・・（２８）

上記式（２５）において、Ｔ_ＥＧＲはＥＧＲ管４６を流れて吸気管３４に流入する還流排気ガス温度である。また、上記式（２６）において、Ｔ_０は大気温度である。また、上記式（２６）において、ｍａは吸気管３４に新たに流入した新気流量であり、前回計算ステップ時における吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１と、還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲとを用いて、下記式（２９）の様に表すことができる。
ｍａ＝ｍｃ^ｉ−１−ｍ_ＥＧＲ ・・・（２９）

また、上記式（２７）において、Ｆ_ＥＧＲ ^ｉはＥＧＲ率であり、新気量Ｍａ^ｉと還流排気ガス量Ｍ_ＥＧＲ ^ｉとを用いて下記式（３０）の様に表される。
Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ＝Ｍ_ＥＧＲ ^ｉ／（Ｍａ^ｉ＋Ｍ_ＥＧＲ ^ｉ） ・・・（３０）

ここで、上記式（３０）において、新気量Ｍａ^ｉは、今回計算ステップ時に流入した新気と、前回計算ステップ時の新気であって筒内に吸入されずに吸気管３４に残留するものとを用いて下記式（３１）で表すことができる。同様に、還流排気ガス量Ｍ_ＥＧＲ ^ｉも、今回計算ステップ時に還流させた排気ガスと、前回計算ステップ時の排気ガスであって、筒内に吸入されずに吸気管３４に残留する排気ガスとを用いて下記式（３２）で表すことができる。なお、下記式（３１）及び（３２）において、Ｖｍは下流側吸気管部の体積、Ｒは気体定数を示す。
Ｍａ^ｉ＝｛Ｐｍ・Ｖｍ／（Ｒ・Ｔｍ^ｉ−１）−ｍｃ^ｉ−１・Δｔ｝・（１−Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ−１）＋ｍａ・Δｔ ・・・（３１）
Ｍ_ＥＧＲ ^ｉ＝｛Ｐｍ・Ｖｍ／（Ｒ・Ｔｍ^ｉ−１）−ｍｃ^ｉ−１・Δｔ｝・Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ−１＋ｍ_ＥＧＲ・Δｔ ・・・（３２）

また、上記式（２８）において、ｈｗは吸気管３４の壁面から管内のガスへの熱伝達率であり、流速ｕと動粘度νの関数であるレイノルズ数（Ｒｅ＝ｄ・ｕ／ν）、ガス物性値特性を示すプラントル数Ｐｒ、ガスの熱伝導率λ、レイノルズ数の関数であるヌセルト数αによって決まる。従って、熱伝達率ｈｗは、β及びδを定数とすると下記式（３３）で表すことができる。
ｈｗ＝λ・α・Ｒｅ^β・Ｐｒ^δ／ｄ ・・・（３３）

ここで、下流側吸気管部におけるガスの流速は、その体積流量を吸気管３４の断面積で除した値であると考えることができる。よって、吸気管３４の断面積をＡｐ、下流側吸気管部におけるガスの流速をｕとした場合、下流側吸気管部で成立する状態方程式を変形すれば、下記式（３４）のように表すことができる。
ｕ＝Ｒ・Ｔｍ^ｉ−１・ｍｃ^ｉ−１／（Ａｐ・Ｐｍ） ・・・（３４）

以上のことから、下流吸気管モデルＭ４０は、還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲ、還流排気ガス温度Ｔ_ＥＧＲ、大気温度Ｔ_０を、還流排気ガス流量検出手段６０、還流排気ガス温度検出手段６２、大気温度検出手段５２からそれぞれ取得し、上記式（２９）〜式（３４）から導出した新気流量ｍａ、ＥＧＲ率Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ、熱伝達率ｈｗ、流速ｕや、前回ステップ時に推定した吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１、吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉ−１と共に上記式（２５）〜式（２８）に適用することで上記式（２４）の右辺の各項を算出できる。よって、上記式（２４）から算出されたＱの値を用いて、上記式（２２）及び式（２３）から吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉを推定できる。

（吸気弁モデルＭ５０）
吸気弁モデルＭ５０は、下記式（３５）、吸気管圧Ｐｍ、吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉ、Ｔｍ^＊から、吸気弁２８の周囲を通過するガス流量、即ち燃焼室２２に吸入される吸入ガス流量ｍｃ^ｉを推定するモデルである。
ｍｃ^ｉ＝α・（ａ・Ｐｍ＋ｂ） ・・・（３５）
上記式（３５）において、αは吸入ガス流量補正係数であり、α＝Ｔｍ^＊ｉ／Ｔｍ^ｉで表すことができる。αは、１よりも小さい値であり、例えば図３に示すようにＥＧＲ率０で最大値１をとり、ＥＧＲ率が高くなるほど小さくなる。また、上記式（３５）において、ａは比例係数であり、ｂは筒内に残存している既燃ガスを表す値である。

吸気弁モデルＭ５０による吸入ガス流量ｍｃ^ｉの推定方法は具体的に次のとおりである。吸気弁モデルＭ５０は、吸気管圧Ｐｍを吸気管圧検出手段５６から取得する。また、吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉ、Ｔｍ^ｉを上流吸気管モデルＭ３０、下流吸気管モデルＭ４０からそれぞれ取得する。同時に、この吸気弁モデルＭ５０は、エンジン回転数Ｎｅ、吸気弁の開閉タイミングＶＴ及び吸気弁の最大リフト量Ｌｍａｘと、上記比例係数ａ及び既燃ガス量ｂとの関係をそれぞれ規定するテーブルを記憶しており、実際のエンジン回転数Ｎｅ、吸気弁開閉タイミングＶＴ、吸気弁最大リフト量Ｌｍａｘと、それぞれのテーブルとから、比例係数ａ及び既燃ガス量ｂを求める。そして、これらの値を上記式（３５）に適用して、時刻ｔにおける吸入ガス流量ｍｃ^ｉを求める。

ここで、吸気弁モデルＭ５０を記述する上記式（３５）の採用理由について説明する。上記式（１）を説明した際に述べたとおり、吸入ガス量は、吸気弁の閉弁時に確定し、その時点での筒内圧力と比例関係にある。また、吸気弁閉弁時の筒内圧力は、吸気弁の上流の圧力、即ち、吸気管圧と等しいとみなすことができる。そのため、吸入ガス量は、吸気管圧と比例関係にあると言える。また、下流吸気管モデルＭ４０の説明の際に述べた様に、吸気管３４内に排気ガスを還流させる場合、吸気管３４内のガス密度ρｍが変化し、このガス密度ρｍはガス温度と反比例の関係にある。そこで、本実施形態においては、排気ガスによるガス密度ρｍの変化（ガス温度の変化）により精度高く追従可能な上記式（３５）を採用している。

このように推定された吸入ガス流量ｍｃ^ｉを、吸気弁２８が開弁したタイミングから閉弁するタイミングまで時間積分することで、エンジン１０の吸気行程において燃焼室２２に吸入される吸入ガス量Ｍｃを推定できる。そして、図２に示した燃料噴射量決定手段において、上記式（２）に吸入ガス量Ｍｃを適用して燃料噴射量ｆｃを決定する。

図４は、ＥＧＲ率に対する吸入ガス量の変化を表した図である。図４に示す３つの曲線のうち、Ｍｃ（補正あり）とあるのは、上記式（３５）を用いて推定した場合の吸入ガス量Ｍｃを示したものであり、Ｍｃ（補正なし）とあるのは、上記式（１）を用いて推定した場合の吸入ガス量Ｍｃ^＊を示したものである。また、もう一つの曲線（実測値）は、吸気管圧Ｐｍ、吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉ、Ｔｍ^ｉを実測して求めた吸入ガス量を示す。図４から分かるように、ＥＧＲ率が高くなるに連れて吸入ガス量が減少する（実測値）。また、上記式（１）は排気ガスを還流させることを前提としないため、上記式（１）を用いた場合には、ＥＧＲ率が高くなるにつれて実測値からの乖離が大きくなる（Ｍｃ（補正なし））。その一方で、上記式（３５）を用いて推定した場合には、実測値に近い吸入ガス量Ｍｃを推定できる（Ｍｃ（補正あり））。

次に、図５〜図７を参照して、上述した燃料噴射制御を実現するための具体的な処理について説明する。まず、図５は、本実施形態において、ＥＣＵ７０により実行される吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉの算出手順を示すフローチャートである。図５に示すルーチンは、エンジンの運転中に繰り返し実行されるものとする。

図５に示すルーチンによれば、ＥＣＵ７０は、先ず、還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲと、還流排気ガス温度Ｔ_ＥＧＲとを読み込む（ステップ１００）。上述したように、ＥＣＵ７０は、還流排気ガス流量検出手段６０、還流排気ガス温度検出手段６２と接続されているので、これらから還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲ、還流排気ガス温度Ｔ_ＥＧＲをそれぞれ読み込むことができる。

続いて、ＥＣＵ７０は、前回ステップで筒内に流入した吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１と、吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉ−１と、吸気管圧Ｐｍとを読み込む（ステップ１１０）。ＥＣＵ７０は、過去に推定した吸入ガス流量ｍｃ^ｋ、吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｋ（ｋは自然数）を記憶するための記憶部を別途備えている。そのため、この記憶部から前回値である吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１と、吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉ−１とを読み込むことができる。また、上述したように、ＥＣＵ７０は、吸気管圧検出手段５６と接続されているので、吸気管圧Ｐｍを読み込むことができる。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ１００、１１０で読み込んだ還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲと、吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１とを用いて、吸気管３４に新たに流入した新気流量ｍａを算出する（ステップ１２０）。なお、本ステップで使用する式は上記式（２９）が該当する。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ１００、１１０で読み込んだ還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲ、吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１、吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉ−１、吸気管圧Ｐｍと、前回ステップで算出したＥＧＲ率であるＦ_ＥＧＲ ^ｉ−１とを用いて、新気量Ｍａ^ｉ、排気ガス量Ｍ_ＥＧＲ ^ｉ、ＥＧＲ率Ｆ_ＥＧＲ ^ｉをそれぞれ算出する（ステップ１３０）。ＥＣＵ７０は、吸入ガス流量ｍｃ^ｋ、吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｋの他、その記憶部に過去に算出したＥＧＲ率Ｆ_ＥＧＲ ^ｋ（ｋは自然数）を記憶している。そのため、この記憶部からＥＧＲ率の前回値Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ−１を読み込み、還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲ、吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１、吸気管圧Ｐｍを用いて、新気量Ｍａ^ｉ、排気ガス量Ｍ_ＥＧＲ ^ｉ、ＥＧＲ率Ｆ_ＥＧＲ ^ｉをそれぞれ算出できる。なお、本ステップで使用する式は上記式（３０）〜式（３２）が該当する。本ステップで求められたＥＧＲ率Ｆ_ＥＧＲ ^ｉは、次回の本ルーチン実行の演算のために、ＥＣＵ７０の記憶部に格納される。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ１１０で読み込んだ吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１と、吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉ−１と、吸気管圧Ｐｍとを用いて、吸気管３４内のガスの流速ｕを算出する（ステップ１４０）。なお、本ステップで使用する式は上記式（３４）が該当する。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ１４０で算出したガスの流速ｕを用いて、吸気管３４壁面からガスへの熱伝達率ｈｗを算出する（ステップ１５０）。なお、本ステップで使用する式は上記式（３３）が該当する。

続いて、ＥＣＵ７０は、吸気管３４の壁面温度Ｔ_ｗと、スロットルバルブ３８の上流温度Ｔ_Ｏとを読み込む（ステップ１６０）。上述したように、ＥＣＵ７０は、壁面温度検出手段５８、大気温度検出手段５２と接続されているので、これらから壁面温度Ｔ_ｗ、スロットルバルブ３８の上流温度Ｔ_Ｏをそれぞれ読み込むことができる。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ１６０で読み込んだ壁面温度Ｔ_ｗ、スロットルバルブ３８の温度Ｔ_Ｏの他、ステップ１００で読み込んだ還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲ、還流排気ガス温度Ｔ_ＥＧＲや、ステップ１２０で算出した新気流量ｍａ、ステップ１３０で算出したＥＧＲ率Ｆ_ＥＧＲ ^ｉ、ステップ１５０で算出した熱伝達率ｈｗ等を用いて、排気ガスの熱量Ｑ_ＥＧＲ、新気の熱量Ｑａ、筒内に吸入された吸入ガスの熱量Ｑｃ、下流側吸気管部の壁面からの熱伝達量Ｑｗをそれぞれ算出する。そして、算出したこれらを基に、下流側吸気管部における熱収支の関係式から吸入ガスへの伝熱量Ｑを算出する（ステップ１７０）。なお、本ステップで使用する式は上記式（２４）〜式（２８）が該当する。

最後に、ＥＣＵ７０は、ステップ１３０で算出した新気量Ｍａ^ｉ、還流排気ガス量Ｍ_ＥＧＲ ^ｉと、ステップ１６０で算出した吸入ガスへの伝熱量Ｑとを用いて吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉの更新をする（ステップ１８０）。なお、本ステップで使用する式は上記式（２２）及び式（２３）が該当する。本ステップで求められた吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉは、次回の本ルーチン実行の演算のために、ＥＣＵ７０の記憶部に格納される。

図６は、本実施形態において、ＥＣＵ７０により実行される吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉの算出手順を示すフローチャートである。図６に示すルーチンは、図５に示すルーチン同様、エンジンの運転中に繰り返し実行されるものとする。

図６に示すルーチンによれば、先ず、ＥＣＵ７０は、スロットルバルブ開度θｔを推定し、このスロットルバルブ開度θｔと、ＥＣＵ７０内部に格納された各種テーブルとを用いて、流量係数Ｃｔ（θｔ）、開口面積Ａｔ（θｔ）をそれぞれ求める（ステップ２００）。上述したように、ＥＣＵ７０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テーブルと、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テーブルとを格納しており、これらのテーブルにスロットルバルブ開度θｔを適用することで流量係数Ｃｔ（θｔ）、開口面積Ａｔ（θｔ）をそれぞれ求める。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ２００で求めた流量係数Ｃｔ（θｔ）、開口面積Ａｔ（θｔ）、前回ステップで推定した吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉ−１、前回ステップで推定した吸気管圧Ｐｍ^＊ｉ−１、スロットルバルブ３８の上流温度Ｔ_Ｏ、スロットルバルブ３８の上流圧Ｐ_Ｏ等を用いて、スロットル通過新気流量ｍｔ^ｉを算出する（ステップ２１０）。ＥＣＵ７０は、吸入ガス流量ｍｃ^ｋ等の他、その記憶部に過去に算出した吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｌ、吸気管圧Ｐｍ^＊ｌ（ｌは自然数）を記憶している。そのため、この記憶部から吸気管内ガス温度の前回値Ｔｍ^＊ｉ−１、吸気管圧の前回値Ｐｍ^＊ｉ−１を読み出すことができる。また、ＥＣＵ７０は、大気温度検出手段５２、大気圧検出手段５４と接続されているので、これらからスロットルバルブ３８の上流温度Ｔ_Ｏ、スロットルバルブ３８の上流圧Ｐ_Ｏをそれぞれ読み込むことができる。なお、本ステップで使用する式は上記式（３）または（４）が該当する。本ステップで求められたスロットル通過新気流量ｍｔ^ｉは、次回の本ルーチン実行の演算のために、ＥＣＵ７０の記憶部に格納される。

続いて、ＥＣＵ７０は、前回ステップで算出したスロットル通過新気流量ｍｔ^ｉ−１、吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１、還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲを用いて、吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉ、吸気管圧Ｐｍ^＊ｉを求める（ステップ２２０）。ここで、還流排気ガス流量ｍ_ＥＧＲ、吸入ガス流量ｍｃ^ｉ−１は、図５のステップ１００、１１０同様に読み込むことができる。なお、本ステップは上記式（１７）、（１８）を積分して離散化した下記式（３６）、（３７）を使用する。本ステップで求められた吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉ、吸気管圧Ｐｍ^＊ｉは、次回の本ルーチン実行の演算のために、ＥＣＵ７０の記憶部に格納される。
Ｐｍ^＊ｉ／Ｔｍ^＊ｉ＝Ｐｍ^＊ｉ−１／Ｔｍ^＊ｉ−１＋Δｔ・（Ｒ／Ｖｍ^＊）｛ｍｔ^ｉ−１−（ｍｃ^ｉ−１−ｍ_ＥＧＲ） ・・・（３６）
Ｐｍ^＊ｉ＝Ｐｍ^＊ｉ−１＋Δｔ・κ・（Ｒ／Ｖｍ^＊）・｛ｍｔ^ｉ−１・Ｔ_０−（ｍｃ^ｉ−１−ｍ_ＥＧＲ）・Ｔｍ^＊ｉ−１｝ ・・・（３７）

図７は、本実施形態において、ＥＣＵ７０により実行される吸入ガス流量ｍｃ^ｉの算出手順を示すフローチャートである。図７に示すルーチンは、図５に示すルーチン同様、エンジンの運転中に繰り返し実行されるものとする。

図７に示すルーチンによれば、ＥＣＵ７０は、先ず、下流吸気管モデルＭ４０から吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉを読み込む（ステップ３００）。本ステップでは、ＥＣＵ７０は、図５のステップ１８０で更新した吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉを読み込む。

続いて、ＥＣＵ７０は、吸気管圧Ｐｍを読み込む（ステップ３１０）。上述したように、ＥＣＵ７０は、吸気管圧検出手段５６と接続されているので、吸気管圧Ｐｍを読み込むことができる。

続いて、ＥＣＵ７０は、吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉを読み込む（ステップ３２０）。本ステップでは、ＥＣＵ７０は、図６のステップ２２０で求めた吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉを読み込む。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ３００、３２０でそれぞれ読み込んだ吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉ、吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉから、吸入ガス流量補正係数αを演算する（ステップ３３０）。

続いて、ＥＣＵ７０は、ステップ３１０で読み込んだ吸気管圧Ｐｍ、ステップ３３０で演算した吸入ガス流量補正係数α、比例係数ａ及び既燃ガス量ｂを用いて、吸入ガス流量ｍｃ^ｉを演算する（ステップ３４０）。上述したように、ＥＣＵ７０は、エンジン回転数Ｎｅ、吸気弁の開閉タイミングＶＴ及び吸気弁の最大リフト量Ｌｍａｘと、上記比例係数ａ及び既燃ガス量ｂとの関係をそれぞれ規定するテーブルを記憶している。そのため、比例係数ａ及び既燃ガス量ｂは、実際のエンジン回転数Ｎｅ、吸気弁開閉タイミングＶＴ、吸気弁最大リフト量Ｌｍａｘと、それぞれのテーブルとから求めることができる。なお、本ステップで使用する式は上記式（３５）が該当する。

本ステップで推定された吸入ガス流量ｍｃ^ｉを、吸気弁２８が開弁したタイミングから閉弁するタイミングまで時間積分することで、エンジン１０の吸気行程において燃焼室２２に吸入される吸入ガス量Ｍｃを推定できる。そして、推定した吸入ガス量Ｍｃを上記式（２）に適用することで燃料噴射量ｆｃを求めることができる。

以上、図５〜図７に示したルーチンによれば、図５に示すルーチンで上流側吸気管部における吸気管内ガス温度Ｔｍ^ｉを求め、図６に示すルーチンで下流側吸気管部における吸気管内ガス温度Ｔｍ^＊ｉを求め、図７に示すルーチンでこれらの値と、比例係数ａと既燃ガス量ｂとを用いて吸入ガス流量ｍｃ^ｉを求めることができる。従って、吸気管３４内に排気ガスを還流させる場合に、排気ガスによるガス密度ρｍの変化分の補正をすることができるので、吸入ガス流量ｍｃ^ｉを精度高く推定できる。特に、吸入ガス流量ｍｃ^ｉの推定に際し、既燃ガス量ｂの算出が一度で済むので、算出時間の拡大による制御性の悪化を良好に抑制できる。

なお、本実施の形態においては、上記式（３３）のレイノルズ数Ｒｅの算出時に、流速ｕとして瞬間流速を用いたが、吸気弁２８の開弁期間中の平均流速を用いてもよい。図８、図９は、本実施の形態の変形例を説明するための図である。具体的に、図８は、クランク角と吸気ポート流速との関係を吸気バルブリフトと関連付けた図であり、図９は、クランク角と熱伝達率ｈｗとの関係を説明した図である。

図８に示すように、吸気管３４のガス流速は間欠流であり、吸気弁２８の開弁期間のみ流速が発生する。また、図９に示すように、流速が遅いときには、吸気管３４の壁面から管内のガスへの熱伝達率ｈｗが小さく、流速が速くなるに連れて熱伝達率ｈｗが大きくなる。このように、熱伝達率ｈｗが発生するのは、流速が速くなる吸気弁２８の開弁期間中が大部分であり、閉弁期間中は十分に無視できる。よって、瞬時流速の代わりに吸気弁２８の開弁期間中の平均流速を用いても、熱伝達率ｈｗを求めることができる。そして、吸気弁２８の開弁期間中の平均流速を用いれば、瞬時流速を用いる場合に比べて計算負荷を抑えることができ、また、計算に要する時間間隔を短くできるので制御性を向上できる。

また、本実施の形態においては、下流側吸気管部の壁面からの熱伝達量Ｑｗを上記式（２８）から算出して用いたが、熱伝達量Ｑｗの代わりにエンジン１０の１サイクルで平均化した熱伝達量Ｑｗａｖｅを用いてもよい。図１０は、本実施の形態の変形例を説明するための図である。図９の説明の際に述べたように、熱伝達率ｈｗが発生するのは、流速が速くなる吸気弁２８の開弁期間中が大部分であり、閉弁期間中は十分に無視できる。従って、吸気弁２８の開弁期間中の熱伝達量Ｑｗを１サイクルで平均化したＱｗａｖｅを用いれば、吸気弁２８の開弁時と閉弁時とで熱伝達を算出する場合に比べて計算負荷を抑えることができ、更に計算に要する時間間隔を短くできるので制御性を向上できる。更には、壁面温度検出手段５８の代わりに、吸気管３４の壁面から吸入ガスへの熱流速センサを設置して、下流側吸気管部の壁面からの熱伝達量Ｑｗを算出してもよい。

また、本実施の形態においては、還流排気ガス温度Ｔ_ＥＧＲを還流排気ガス温度検出手段６２で検出したが、ＥＧＲクーラー４８の温度を代用してもよい。還流排気ガス温度Ｔ_ＥＧＲは、還流排気ガスを冷却する目的で設けられたＥＧＲクーラー４８の温度と相関があるので、ＥＧＲクーラー４８の温度を代用できる。同様に、本実施の形態においては、壁面温度Ｔ_ｗを壁面温度検出手段５８で検出したが、エンジン１０の冷却水温を壁面温度Ｔ_ｗとして用いてもよい。このように、システムに既存の検出手段から検出した値を代用することで、システムの増大化を防止することができる。

１０ エンジン
２２ 燃焼室
３４ 吸気管
４６ ＥＧＲ管
４８ ＥＧＲクーラー
５２ 大気温度検出手段
５６ 吸気管圧検出手段
５８ 壁面温度検出手段
６０ 還流排気ガス流量検出手段
６２ 還流排気ガス温度検出手段
７０ ＥＣＵ

Claims (2)

1. 内燃機関の吸気管におけるガス温度と吸気管圧とを少なくとも使用して、筒内に吸入される吸入ガス流量を算出するための吸気弁モデルを備える内燃機関の制御装置において、
   大気温度を取得する大気温度取得手段と、
   前記内燃機関の排気通路と前記吸気管とを接続するＥＧＲ管と、
   前記ＥＧＲ管を流れる還流排気ガス流量を取得する還流排気ガス流量取得手段と、
   前記ＥＧＲ管を流れる還流排気ガス温度を取得する還流排気ガス温度取得手段と、
   前記ＥＧＲ管との接続部よりも上流側の吸気管におけるガスに関するモデルに、前記吸入ガス流量、前記大気温度、前記還流排気ガス流量を適用して、前記上流側の吸気管におけるガス温度を上流ガス温度として推定する上流ガス温度推定手段と、
   前記ＥＧＲ管との接続部よりも下流側の吸気管における吸気管圧を下流吸気管圧として取得する下流吸気管圧取得手段と、
   前記下流側の吸気管の壁面温度を取得する壁面温度取得手段と、
   前記下流側の吸気管におけるガスに関するモデルに、前記大気温度、前記還流排気ガス流量、前記還流排気ガス温度、前記下流吸気管圧及び前記壁面温度を適用して、前記下流側の吸気管におけるガス温度を下流ガス温度として推定する下流ガス温度推定手段と、
   前記吸気弁モデルに、前記上流ガス温度、前記下流吸気管圧及び前記下流ガス温度を適用して、筒内に吸入される吸入ガス流量を算出する吸入ガス流量算出手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記ＥＧＲ管に設けられたＥＧＲクーラーを更に備え、
   前記還流排気ガス温度取得手段は、前記ＥＧＲクーラーの温度を前記還流排気ガス温度として取得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。

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