JP3901068B2 - 内燃機関の筒内吸入空気量推定装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
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内燃機関の筒内吸入空気量推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
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内（筒内、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場合等、内燃機関が過渡運転状態にある場合、前記空気流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、下記特許文献１を参照）。図２２は、このような筒内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、この筒内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。
【０００３】
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であってスロットルバルブの下流の圧力、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２２に示した筒内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。
【０００４】
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（推定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。
【０００５】
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（推定吸気弁通過空気流量）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数１にしたがって筒内吸入空気流量mcを求める。
【０００６】
【数１】
mc ＝（Ta/Tm）・（ｃ・Pm−ｄ）
【０００７】
上記数１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とを上記数１に適用し、筒内吸入空気流量mcを推定する。
【０００８】
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、この筒内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。
【０００９】
【特許文献１】
特開平６−７４０７６号公報
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
この種の筒内吸入空気量推定装置に対して、本願の出願人は、実際の筒内吸入空気量と前述のように推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差を小さくし、同推定された筒内吸入空気量Mcの推定精度を向上させるため、以下のようなオブザーバを追加することを検討している（特願２００１−３１６３５０を参照）。
【００１１】
即ち、このオブザーバは、内燃機関の吸気通路に配設されるとともに同吸気通路に吸入される実際の吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMを計測するエアフローメータ（空気流量センサ）と、同エアフローメータについてのモデルであるエアフローメータモデルを使用して、前記実吸入空気流量が前記スロットルモデルM20により推定された推定スロットル通過空気流量mtであると仮定した場合に同エアフローメータが出力するであろう出力値を推定するとともに同推定した出力値に基いて前記吸気通路に吸入される吸入空気流量を推定吸入空気流量mtesとして推定する吸入空気流量推定手段とを備え、推定吸入空気流量mtesと実吸入空気流量mtAFMとの偏差に応じて同スロットルモデルM20により推定された推定スロットル通過空気流量mtを補正するようになっている。
【００１２】
このようなオブザーバを追加したことにより、例えば、推定吸入空気流量mtesが実吸入空気流量mtAFMよりも小さい場合、推定スロットル通過空気流量mtが推定吸入空気流量mtesと実吸入空気流量mtAFMとの偏差に応じた量だけ大きく設定されて、この結果、スロットルバルブ下流の前記吸気管内空気圧力Pmが増大することにより筒内吸入空気量Mcが増大する。同様に、推定吸入空気流量mtesが実吸入空気流量mtAFMよりも大きい場合、筒内吸入空気量Mcが減少する。このようにして、実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差が小さくなる。
【００１３】
しかしながら、内燃機関がスロットルバルブ開度が最大の開度で一定となるスロットル全開定常運転状態にある場合、スロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力Pmはスロットルバルブ上流の圧力（即ち、大気圧Pa）よりも僅かに小さい値にまで大きくなっている。従って、内燃機関が前記スロットル全開定常運転状態にあって、且つ推定吸入空気流量mtesが実吸入空気流量mtAFMよりも小さい場合、上記オブザーバによる推定スロットル通過空気流量mtの増大により前記吸気管内空気圧力Pmが増大せしめられると、同吸気管内空気圧力Pmが直ちに大気圧Paよりも大きくなってスロットルモデルM20により推定される推定スロットル通過空気流量mtが直ちに負の値（逆流を示す値）となる。よって、スロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力Pmは増大できないことから筒内吸入空気量Mcも増大せず、この結果、実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差が残存してしまう場合があるという問題があった。
【００１４】
従って、本発明の目的は、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に基づいて推定する内燃機関の筒内吸入空気量推定装置であって、実際の筒内吸入空気量と推定した筒内吸入空気量との定常的な誤差を効果的に低減することができるものを提供することにある。
【００１５】
【本発明の概要】
本発明の特徴は、内燃機関の吸気通路に配設されたスロットルバルブを通過する空気についてのモデルを使用して同スロットルバルブを通過する空気流量を推定スロットル通過空気流量として推定するスロットル通過空気流量推定手段と、前記吸気通路とシリンダとを連通・遮断する吸気弁を通過する空気についてのモデルを使用して同吸気弁を通過する空気流量を推定吸気弁通過空気流量として推定する吸気弁通過空気流量推定手段と、少なくとも前記推定スロットル通過空気流量と前記推定吸気弁通過空気流量とに基いて前記シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する筒内吸入空気量推定手段と、を備えた内燃機関の筒内吸入空気量推定装置が、前記吸気通路に吸入される実際の吸入空気流量に応じた出力値を発生するとともに同実際の吸入空気流量を実吸入空気流量として計測する空気流量センサと、前記空気流量センサについてのモデルを使用して、前記実吸入空気流量が前記推定スロットル通過空気流量であると仮定した場合に同空気流量センサが出力するであろう出力値を推定するとともに同推定した出力値に基いて前記吸気通路に吸入される吸入空気流量を推定吸入空気流量として推定する吸入空気流量推定手段と、前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との偏差に基いて前記推定吸気弁通過空気流量を補正するように前記吸気弁通過空気流量推定手段を補正する補正手段とを備えたことにある。
【００１６】
ここにおいて、前記補正手段は、前記吸気弁通過空気流量推定手段により推定された前記推定吸気弁通過空気流量を直接補正するように同吸気弁通過空気流量推定手段を補正するよう構成されていても、同吸気弁通過空気流量推定手段が同推定吸気弁通過空気流量を推定する際に所定のパラメータ（係数）を使用する場合には、同所定のパラメータを補正し、その結果として同推定吸気弁通過空気流量を補正するように同吸気弁通過空気流量推定手段を補正するよう構成されてもよい。
【００１７】
また、この場合、前記補正手段は、前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との偏差に基いて前記推定スロットル通過空気流量を補正するように前記スロットル通過空気流量推定手段をも補正するよう構成されることが好適である。この場合も、前記補正手段は、前記スロットル通過空気流量推定手段により推定された前記推定スロットル通過空気流量を直接補正するように同スロットル通過空気流量推定手段を補正するように構成されていても、同スロットル通過空気流量推定手段が同推定スロットル通過空気流量を推定する際に所定のパラメータ（係数）を使用する場合には、同所定のパラメータを補正し、その結果として同推定スロットル通過空気流量を補正するように同スロットル通過空気流量推定手段を補正するよう構成されてもよい。
【００１８】
これらによれば、補正手段により、推定吸入空気流量と実吸入空気流量との偏差に基いて推定吸気弁通過空気流量を補正するように吸気弁通過空気流量推定手段が補正される。従って、推定吸入空気流量が実吸入空気流量よりも小さい場合、上記発明が解決しようとする課題の欄にて述べたように上記スロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力Pmを増大せしめることなく、直接的に推定吸気弁通過空気流量（筒内吸入空気流量mc）を増大せしめることができ、その結果、筒内吸入空気量推定手段により推定されるシリンダに吸入される筒内吸入空気量（Mc）を増大せしめることが可能となる。
【００１９】
従って、内燃機関がスロットルバルブ開度が最大の開度で一定となる上述したスロットル全開定常運転状態にある場合であっても、前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との大小関係に拘わらず実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量（Mc）との定常的な誤差を確実に低減することができ、その結果、内燃機関により燃焼される混合気の空燃比を精度良く所定の値とすることができる。
【００２０】
また、上記したいずれかの内燃機関の筒内吸入空気量推定装置は、エネルギー保存則に基づいて求められた前記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備え、前記吸気弁通過空気流量推定手段は、前記推定されたシリンダ内の圧力を使用した前記吸気弁を通過する空気についてのモデルにより前記推定吸気弁通過空気流量を推定するように構成されることが好適である。
【００２１】
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、吸気弁通過空気流量推定手段は、同筒内圧力を使用した「吸気弁を通過する空気についてのモデル」により推定吸気弁通過空気流量（筒内吸入空気流量mc）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（Mc）を精度良く求めることが可能となる。
【００２２】
この場合、前記吸気弁通過空気流量推定手段が使用する前記吸気弁を通過する空気についてのモデルは、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基いて得られたモデルであることが好適である。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）により推定吸気弁通過空気流量（筒内吸入空気流量mc）を計算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。
【００２３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明による内燃機関の筒内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、この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。
【００２４】
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。
【００２５】
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。
【００２６】
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。
【００２７】
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。
【００２８】
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。
【００２９】
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。
【００３０】
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。
【００３１】
一方、このシステムは、空気流量センサとしての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、Ｏ2センサ７０、及びアクセル開度センサ７１を備えている。
【００３２】
エアフローメータ６１は、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（出力値）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と実吸入空気流量としての吸入空気流量mtAFMの関係は図５に示したとおりである。
【００３３】
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。
【００３４】
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。Ｏ2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８２の操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。
【００３５】
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。
【００３６】
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。
【００３７】
（燃料噴射量fcの決定方法・筒内吸入空気量Mc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、下記数２に基づいて燃料噴射量（基本噴射量）fcを決定する。数２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。
【００３８】
【数２】
fc ＝Ｋ・Mc
【００３９】
より具体的に述べると、燃料噴射量制御装置（筒内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、スロットルモデルM2はスロットル通過空気流量推定手段として機能し、吸気弁モデルM4は吸気弁通過空気流量推定手段として機能し、シリンダモデルM5は筒内圧力推定手段として機能するとともに、前記モデルM1〜M5はシリンダ２１内に吸入される筒内吸入空気量Mcを推定する筒内吸入空気量推定手段を構成する。
【００４０】
（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。
【００４１】
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。
【００４２】
（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（推定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数３及び下記数４に基づいて推定するモデルである。下記数３及び下記数４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数３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数４を使用する。この結果、スロットル通過空気流量mtは、前記順流の場合に正の値を、前記逆流の場合に負の値をそれぞれ採るように計算される。
【００４３】
【数３】
【００４４】
【数４】
【００４５】
上記数３及び数４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。
【００４６】
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数３又は数４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。
【００４７】
ここで、上記スロットルモデルM2を記述した数３及び数４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、下記数５で表される。数５は質量保存則を記述した式と言える。
【００４８】
【数５】
mt＝Ad・ρd・vd＝Au・ρu・vu
【００４９】
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・vu2／２であり、スロットルバルブ４３を通過する場所でm・vd2／２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、下記数６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。
【００５０】
【数６】
m・vu2／２＋m・Cp・Tu＝m・vd2／２＋m・Cp・Td
【００５１】
ところで、状態方程式は下記数７、比熱比κは下記数８、マイヤーの関係は下記数９で示されるから、数７〜数９よりCp・Tは下記数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。
【００５２】
【数７】
P＝ρ・R・T
【００５３】
【数８】
κ＝Cp／Cv
【００５４】
【数９】
Cp＝Cv＋R
【００５５】
【数１０】
Cp・T＝｛κ/(κ-1)｝・(P／ρ)
【００５６】
上記数１０の関係を用いて上記エネルギー保存則に基づく数６を書換えると、下記数１１が得られる。
【００５７】
【数１１】
vu2／２＋｛κ/(κ-1)｝・(Pu／ρu)＝vd2／２＋｛κ/(κ-1)｝・(Pd／ρd)
【００５８】
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数１１は下記数１２に書き換えられる。
【００５９】
【数１２】
｛κ/(κ-1)｝・(Pu／ρu)＝vd2／２＋｛κ/(κ-1)｝・(Pd／ρd)
【００６０】
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Au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、下記数１３が得られる。
【００６１】
【数１３】
ρd・vd2・Ad−ρu・vu2・Au＝Pu・Au−Pd・Ad＋Pmean・（Ad−Au）
【００６２】
上記数１３で、Au＝∞、vu＝０を考慮すると、下記数１４が得られるので、同数１４と上記数１３とから下記数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。
【００６３】
【数１４】
Pmean＝Pｕ
【００６４】
【数１５】
ρd・vd2＝Pu−Pd
【００６５】
従って、上記数５、上記数１２、及び上記数１５から、下記数１６が得られる。
【００６６】
【数１６】
【００６７】
上記数１６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、上記数３が得られる。上記数４の導出過程は、上記数３の導出過程と同様であるので省略する。
【００６８】
（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数１７及び下記数１８、（推定）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、推定吸気弁通過空気流量、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、下記数１７、及び下記数１８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。
【００６９】
【数１７】
d(Pm/Tm）/dt＝(R/Vm)・(mt−mc)
【００７０】
【数１８】
dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ta−mc・Tm)
【００７１】
吸気管モデルM3は、上記数１７、及び上記数１８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、数１７及び数１８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。
【００７２】
ここで、上記吸気管モデルM3を記述した数１７及び数１８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数１９が得られる。
【００７３】
【数１９】
dM／dt＝mt−mc
【００７４】
また、状態方程式は下記数２０となるから、上記数１９と下記数２０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数１７が得られる。
【００７５】
【数２０】
Pm・Vm＝M・R・Tm
【００７６】
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、下記数２１が得られる。
【００７７】
【数２１】
d(M・Cv・Tm)／dt＝Cp・mt・Ta−Cp・mc・Tm
【００７８】
この数２１を、上記数８（κ＝Cp／Cv）と、上記数２０（Pm・Vm＝M・R・Tm）とを用いて変形することにより、上記数１８が得られる。
【００７９】
（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、推定吸気弁通過空気流量、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数２２及び下記数２３にしたがって推定するモデルである。数２２，２３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。数２２及び数２３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数２２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数２３を使用する。この結果、筒内吸入空気流量（推定吸気弁通過空気流量）mtは、前記順流の場合に正の値を、前記逆流の場合に負の値をそれぞれ採るように計算される。
【００８０】
【数２２】
【００８１】
【数２３】
【００８２】
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、上記数２２及び上記数２３にて使用する積値Cv（L）・Av（L）を求める。
【００８３】
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数２２又は上記数２３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。
【００８４】
（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数２４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、下記数２４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。
【００８５】
【数２４】
【００８６】
上記数２４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（上記数２２又は上記数２３）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、上記数２４の右辺第３項（熱量の項）を無視すれば、理論上、上記数２４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。
【００８７】
ここで、上記数２４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数２５を得ることができる。
【００８８】
【数２５】
dE／dt＝mc・h−dW／dt＋Q
【００８９】
いま、内部エネルギーをuとすれば下記数２６が成立し、状態方程式は下記数２７の通りである。また、比熱比κの式である上記数８（κ＝Cp／Cv）と、マイヤーの関係式である上記数９（Cp＝Cv＋Ｒ）とから、下記数２８及び下記数２９が成立する。なお、Mcyをシリンダ２１内の空気量とする。
【００９０】
【数２６】
u＝Cv・Tc
【００９１】
【数２７】
Mcy・Tc＝Pc・Vc／R
【００９２】
【数２８】
Cv＝R／（κ−１）
【００９３】
【数２９】
Cp＝κ・R／（κ−１）
【００９４】
従って、数２６〜数２８から数２５の左辺dE／dtについて、下記数３０が成立する。
【００９５】
【数３０】
dE／dt＝d(Mcy・u)／dt＝d(Mcy・Cv・Tc)／dt＝d｛Pc・Vc／（κ−1)｝／dt
【００９６】
一方、数２５の右辺第１項mc・hについて、下記数３１のエンタルピーの定義と上記数２９から、下記３２が成立する。
【００９７】
【数３１】
h＝Cp・Tm
【００９８】
【数３２】
mc・h＝mc・｛κ・R／（κ−１）｝・Tm
【００９９】
更に、仕事Wは下記数３３で表されるから、上記数２５の右辺第２項dW／dtについて下記数３４が成立する。
【０１００】
【数３３】
dW＝Pc・dVc
【０１０１】
【数３４】
dW／dt＝Pc・dVc／dt
【０１０２】
数３０、数３２、及び数３４で数２５を書き直して整理すると上記数２４が得られる。
【０１０３】
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数３５にしたがって求める。数３５のMc1は、数２２又は数２３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。
【０１０４】
【数３５】
Tc＝(Pc・Vc)／(Mc1・R）
【０１０５】
上記原理によれば、シリンダモデルM5の上記数２４、及び上記数３５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、これらに基づいて数２２又は数２３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と上記数２とに基づいて燃料噴射量fcを決定する。
【０１０６】
（電気制御装置８０に実装する上での改良）
上記数２４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、通常は上記数２４を下記数３６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。
【０１０７】
【数３６】
【０１０８】
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、数２４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数２４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。
【０１０９】
（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、上記数２４は下記数３７の微分方程式となり、同数３７を解くと下記数３８が得られる。
【０１１０】
【数３７】
【０１１１】
【数３８】
【０１１２】
上記数３８において、θ0＝cos-1(1)である。この数３８から、筒内圧力Pcは正弦波状に変化することが解る。一方。上記数３７のEuler近似は、下記数３９となる。
【０１１３】
【数３９】
【０１１４】
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、下記数４０が成立する。従って、数３９と数４０とから下記数４１が成立する。
【０１１５】
【数４０】
【０１１６】
【数４１】
【０１１７】
更に、θが１に比べて極めて小さい（θ＜＜１）とき、下記数４２が成立するから、上記数４１と下記数４２を上記数３９に適用して下記数４３を得ることができる。なお、下記数４３における筒内吸入空気流量mcは上記数２２、及び上記数２３により求める。
【０１１８】
【数４２】
【０１１９】
【数４３】
【０１２０】
（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、上記数２４は下記数４４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数４５が成立する。
【０１２１】
【数４４】
【０１２２】
【数４５】
【０１２３】
以上から、下記数４６が導かれる。
【０１２４】
【数４６】
【０１２５】
上記数４３、及び上記数４６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により近い上記数４３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。
【０１２６】
また、一吸気行程での筒内吸入空気量Mcは、数２２又は数２３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数２４を時刻toから時刻tfまで時間積分して整理した下記数４７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。
【０１２７】
【数４７】
【０１２８】
したがって、本実施形態は、数４７を離散化した下記数４８に基づいて筒内吸入空気量Mcを求める。
【０１２９】
【数４８】
【０１３０】
（オブザーバの追加）
本実施形態は、さらに、補正手段としてのオブザーバOBSを追加し、筒内吸入空気量Mcの推定精度を向上させている。上述した図６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。
【０１３１】
このオブザーバOBSは、上記エアフローメータ６１と、吸入空気流量推定手段として機能するエアフローメータモデルM6とを含んで構成されている。エアフローメータモデルM6は、スロットル通過空気流量（実吸入空気流量）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（推定吸入空気流量）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）スロットル通過空気流量mtを、むだ時間要素により前記所定時間T0だけ遅延させたスロットル通過空気流量である現時点における（推定）スロットル通過空気流量mt(t-T0)である。
【０１３２】
ここで、エアフローメータモデルM6について具体的に述べる。エアフローメータモデルM6は、先ず、現時点におけるスロットル通過空気流量mt(t-T0)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との関係をそれぞれ規定した図１４に示したテーブルと、前記求められた現時点でのスロットル通過空気流量mt(t-T0)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４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。
【０１３３】
次に、エアフローメータモデルM6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を下記数４９及び下記数５０にしたがって求める。数４９，数５０における添え字(k)は今回の演算値、添え字(k-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。
【０１３４】
【数４９】
w1(k)＝Δｔ・（W1(k)−w1(k-1)）／τ１＋w1(k-1)
【０１３５】
【数５０】
w2(k)＝Δｔ・（W2(k)−w2(k-1)）／τ２＋w2(k-1)
【０１３６】
上記数４９，数５０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、下記数５１及び下記数５２により求められる。数５１，数５２中の値k10,k20、及び値m1，m2には、実験的に求められた値である。また、数５１，数５２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。
【０１３７】
【数５１】
τ１＝k10・ｕm1
【０１３８】
【数５２】
τ２＝k20・ｕm2
【０１３９】
そして、エアフローメータモデルM6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１５に示したテーブルと、上記数４９〜数５２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。なお、内燃機関がスロットルバルブ開度TAが一定となる定常運転状態にある場合、このスロットル通過空気流量mtesは、スロットルモデルM2が推定した現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける（推定）スロットル通過空気流量mt（及び、現時点におけるスロットル通過空気流量mt(t-T0)）と同一となる。
【０１４０】
再び、図６を参照すると、オブザーバOBSはこのスロットル通過空気流量mtesを表す信号を比較要素COMの一端に入力する。一方、オブザーバOBSはエアフローメータ６１の出力Vgを図５に示したテーブルにより現時点での吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMに変換し、同吸入空気流量mtAFMを表す信号を比較要素COMの他端に入力する。
【０１４１】
そして、オブザーバOBSは比較要素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との偏差SAを求め、この偏差SAを積分要素により時間積分して偏差積分値SumSAを求めるとともに、偏差積分値SumSAに所定のゲインＧ１（負の一定値）を乗算した値、及び同偏差積分値SumSAに所定のゲインＧ２（負の一定値）を乗算した値を、それぞれ、スロットルモデルM2が推定するスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4が推定する筒内吸入空気流量mcに加算する（フィードバックする）。即ち、本実施形態における筒内吸入空気量推定装置は、スロットル通過空気流量mtを、上記数３又は上記数４の代わりに下記数５３又は下記数５４に基いて推定する。
【０１４２】
【数５３】
【０１４３】
【数５４】
【０１４４】
また、本筒内吸入空気量推定装置は、筒内吸入空気流量mcを、上記数２２又は上記数２３の代わりに下記数５５又は下記数５６に基いて推定する。
【０１４５】
【数５５】
【０１４６】
【数５６】
【０１４７】
このようにして、上記偏差SA（上記偏差積分値SumSA）が「０」になる（小さくなる）ように、同偏差SAに基いてスロットルモデルM2により推定されたスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4により推定された筒内吸入空気流量mcがそれぞれ直接補正され、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の定常的な誤差が低減される。
【０１４８】
（実際の作動）
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。
【０１４９】
（スロットルバルブ制御）
電気制御装置８０のＣＰＵ８１は、図１６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１６００から処理を開始し、ステップ１６０５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１６１０に進み、同ステップ１６１０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。
【０１５０】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１６１５に進んで変数Ｉを「６４」に設定し、続くステップ１６２０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１６２５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１６２５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１６３０に進み、同ステップ１６３０にて変数Ｉの値を「１」だけ減少し、その後上記ステップ１６２０に戻る。この結果、ステップ１６２０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。
【０１５１】
その後、ステップ１６３０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１６２５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１６３５に進み、同ステップ１６３５にて前記ステップ１６１０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。
【０１５２】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１６４０に進み、同ステップ１６４０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１６４５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１６９５にて本ルーチンを一旦終了する。
【０１５３】
以降においても、上記ルーチンの処理は１msec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。
【０１５４】
（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１７及びこれに続く図１８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１７００から処理を開始し、ステップ１７０５に進んで、図５に示したテーブルと同じテーブルと、エアフローメータ６１の出力Vgとを用いて吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMを求める。
【０１５５】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１７１０に進み、図１４に示したテーブルと同じテーブルと、前回以前の本ルーチン実行時において後述するステップ１８１０にて既に求められているスロットル通過空気流量mt(k)を前記所定時間T0だけ遅延させることにより得られる現時点におけるスロットル通過空気流量mt(k-T0)とを用いて完全放熱量W1(k)，W2(k)をそれぞれを求める。なお、本ルーチンにおいて、添え字(k)が付された値は今回本ルーチンを実行した際に求める値を表し、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す。
【０１５６】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１７１５に進んで、上記数５１及び上記数５２に従って時定数τ１、τ２をそれぞれ求めるとともに、続くステップ１７２０にて上記数４９及び上記数５０に従って応答放熱量w1(k),w2(k)をそれぞれ求める。なお、Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、８msec）である。次に、ＣＰＵ８１はステップ１７２５に進み、図１５に示したテーブルと同じテーブルと、前記応答放熱量w1(k),w2(k)の和（w1(k)＋w2(k)）とを用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（推定吸入空気流量）mtesを求める。
【０１５７】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１７３０に進んで、前記スロットル通過空気流量mtesから前記吸入空気流量mtAFMを減じた値を偏差SA(k)として格納するとともに、続くステップ１７３５にて、その時点での（前回の）偏差積分値SumSA(k-1)に前記偏差SA(k)を加えた値を新たな（今回の）偏差積分値SumSA(k)として設定する。
【０１５８】
次いで、ＣＰＵ８１は図１８のステップ１８０５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。
【０１５９】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１８１０に進み、同ステップ１８１０にて上記数５３、又は上記数５４にしたがってスロットル通過空気流量mtを計算する。この計算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１８１５にて求められた値Pm(k)、及びTm(k)であり、偏差積分値SumSA(k)は前記ステップ１７３５で求められた値である。
【０１６０】
次にＣＰＵ８１はステップ１８１５に進み、上記数１７及び上記数１８を積分して離散化した下記数５７及び下記数５８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)を求めた後、ステップ１８９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。なお、下記数５７及び数５８において、Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、８msec）である。
【０１６１】
【数５７】
【０１６２】
【数５８】
【０１６３】
実際には、ＣＰＵ８１は、上記数５７にてPm/Tmを求め、これと上記数５８により求めたPmとからTmを求める。なお、数５７及び数５８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。
【０１６４】
（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１９及びこれに続く図２０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１９００から処理を開始し、ステップ１９０５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、上記数５５及び上記数５６にて使用する積値Cv（L）・Av（L）を求め、続くステップ１９１０にて同数５５又は同数５６にしたがって筒内吸入空気流量mc（t）を計算する。
【０１６５】
ここで、Pm（k）、及びTm(k)は、前述のステップ１８１５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り、Tc(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２０４５で設定された値である。また、SumSA(k)は上述した図１７のステップ１７３５で求められた偏差積分値であり、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１９２５で設定された値である。
【０１６６】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１９１５に進み、同ステップ１９１５にて上記数４３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、mc(t)は前記ステップ１９１０で求められた値である。
【０１６７】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１９２０に進み、上記数４６にしたがって筒内圧力Pc(t+Δt)を求め、続くステップ１９２５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。
【０１６８】
次いで、ＣＰＵ８１は図２０に示したステップ２００５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２０１０にて変数Ｚの値を「０」として初期化し、ステップ２０１５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２０２０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２０２５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２０３０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２００５にて「Ｎｏ」と判定して直接２０３０に進む。
【０１６９】
次に、ＣＰＵ８１はステップ２０３０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２０３０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ２０３５に進み、同ステップ２０３５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２０４０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２０４５に進んで下記数５９に基づき筒内空気温度Tc(t)を求め、ステップ２０９５にて本ルーチンを一旦終了する。
【０１７０】
【数５９】
Tc(t)＝Pc(t)・Vc(t)／（Mc1・R）
【０１７１】
上記ステップ２０３０〜２０４５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。
【０１７２】
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２００５及びステップ２０３０に進んだとき、何れも「Ｎｏ」と判定してステップ２０５０に進み、同ステップ２０５０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２０５０にて「Ｙｅｓ」と判定し、ステップ２０５５に進んで一吸気行程における筒内吸入空気量Mcを上記数４８にしたがって推定する。
【０１７３】
その後、ＣＰＵ８１はステップ２０６０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T180CA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２０６５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は数２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２０９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。
【０１７４】
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１９のステップ１９００〜１９２５の処理を実行後、図２０のステップ２００５、２０３０、２０５０にて全て「Ｎｏ」と判定してステップ２０９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。
【０１７５】
以上により、筒内吸入空気量Mcが各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。
【０１７６】
以上説明したように、本発明による筒内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、上記数２２，２３（実際には、上記数５５，５６）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た。
【０１７７】
また、オブザーバOBSにより、スロットル通過空気流量（推定吸入空気流量）mtesと吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMとの偏差SA（上記偏差積分値SumSA）が「０」になるように、同偏差SAに基いてスロットルモデルM2により推定されたスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4により推定された筒内吸入空気流量mcがそれぞれ直接補正される。従って、スロットル通過空気流量mtesが吸入空気流量mtAFMよりも小さい場合、上記吸気管モデルM3により推定される吸気管内空気圧力Pmを増大せしめることなく、直接的に筒内吸入空気流量（推定吸気弁通過空気流量）mcを増大せしめることができ、その結果、筒内吸入空気量Mcを増大せしめることが可能となる。
【０１７８】
従って、内燃機関がスロットルバルブ開度が最大の開度で一定となるスロットル全開定常運転状態にある場合であっても、スロットル通過空気流量mtesと吸入空気流量mtAFMとの大小関係に拘わらず実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差を確実に低減することができ、その結果、適正な燃料噴射量fcを得ることで内燃機関により燃焼される混合気の空燃比を精度良く狙いの値とすることができた。
【０１７９】
本発明は上記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、上記実施形態では、補正手段としてのオブザーバOBSは、スロットルモデルM2により推定されたスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4により推定された筒内吸入空気流量mcをそれぞれ直接補正しているが、スロットル通過空気流量（推定吸入空気流量）mtesと吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMとの偏差SA（上記偏差積分値SumSA）が「０」になるように、同偏差SAに基いて、上記数３及び数４にて使用する流量係数Ct（θt）と開口面積At（θt）の積値Ct（θt）・At（θt）、及び上記数２２及び数２３にて使用する流量係数Cv（L）と開口面積Av（L）の積値Cv（L）・Av（L）を補正し、その結果として、上記スロットル通過空気流量mt、及び上記筒内吸入空気流量mcをそれぞれ補正してもよい。
【０１８０】
また、上記実施形態の各モデルの他、排気弁を介してシリンダ２１内に流入する空気流量me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２１に示したように、排気弁モデルM7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数６０、及び下記数６１により表される。なお、数６０、及び数６１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、数６０は排気系からシリンダ２１内に空気が流入する場合（Pc＜Pe）、下記数６１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。この結果、上記空気流量meは、排気系からシリンダ２１内に空気が流入する場合に正の値を、シリンダ２１から排気系に空気が流出する場合に負の値をそれぞれ採るように計算される。なお、この場合、排気管内空気圧力を検出するセンサ、及び排気管内空気温度を検出するセンサを設けることが望ましい。
【０１８１】
【数６０】
【０１８２】
【数６１】
【０１８３】
また、上記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。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明による筒内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】 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】 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】 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】 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を示したグラフである。
【図６】 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】 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したグラフである。
【図８】 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したグラフである。
【図９】 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したグラフである。
【図１０】 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したグラフである。
【図１１】 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したグラフである。
【図１２】 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】 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】 図１に示したＣＰＵが参照するスロットル通過空気流量と完全放熱量との関係を規定したテーブルを示したグラフである。
【図１５】 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を示したグラフである。
【図１６】 図１に示したＣＰＵが実行するスロットルバルブを制御するためのルーチンを示したフローチャートである。
【図１７】 図１に示したＣＰＵが８msec毎に実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。
【図１８】 図１に示したＣＰＵが８msec毎に実行するルーチンの後半部を示したフローチャートである。
【図１９】 図１に示したＣＰＵが１msec毎に実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。
【図２０】 図１に示したＣＰＵが１msec毎に実行するルーチンの後半部を示したフローチャートである。
【図２１】 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２２】 本出願人が検討している燃料噴射量制御装置（筒内吸入空気量推定装置）の機能ブロック図である。
【符号の説明】
１０…火花点火式多気筒内燃機関、２０…シリンダブロック部（エンジン本体部）、２５…燃焼室、３１…吸気ポート、３２…吸気弁、３３…可変吸気タイミング装置、３９…インジェクタ、４１…吸気管、４３…スロットルバルブ、４４…スワールコントロールバルブ、４４ａ…ＳＣＶアクチュエータ、６１…エアフローメータ、８０…電気制御装置、８１…ＣＰＵ、M1…電子制御スロットルモデル、M2…スロットルモデル、M3…吸気管モデル、M4…吸気弁モデル、M5…シリンダモデル、M6…エアフローメータモデル。
【発明の属する技術分野】
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内燃機関の筒内吸入空気量推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
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内（筒内、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場合等、内燃機関が過渡運転状態にある場合、前記空気流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、下記特許文献１を参照）。図２２は、このような筒内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、この筒内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。
【０００３】
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であってスロットルバルブの下流の圧力、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２２に示した筒内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。
【０００４】
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（推定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。
【０００５】
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（推定吸気弁通過空気流量）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数１にしたがって筒内吸入空気流量mcを求める。
【０００６】
【数１】
mc ＝（Ta/Tm）・（ｃ・Pm−ｄ）
【０００７】
上記数１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とを上記数１に適用し、筒内吸入空気流量mcを推定する。
【０００８】
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、この筒内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。
【０００９】
【特許文献１】
特開平６−７４０７６号公報
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
この種の筒内吸入空気量推定装置に対して、本願の出願人は、実際の筒内吸入空気量と前述のように推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差を小さくし、同推定された筒内吸入空気量Mcの推定精度を向上させるため、以下のようなオブザーバを追加することを検討している（特願２００１−３１６３５０を参照）。
【００１１】
即ち、このオブザーバは、内燃機関の吸気通路に配設されるとともに同吸気通路に吸入される実際の吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMを計測するエアフローメータ（空気流量センサ）と、同エアフローメータについてのモデルであるエアフローメータモデルを使用して、前記実吸入空気流量が前記スロットルモデルM20により推定された推定スロットル通過空気流量mtであると仮定した場合に同エアフローメータが出力するであろう出力値を推定するとともに同推定した出力値に基いて前記吸気通路に吸入される吸入空気流量を推定吸入空気流量mtesとして推定する吸入空気流量推定手段とを備え、推定吸入空気流量mtesと実吸入空気流量mtAFMとの偏差に応じて同スロットルモデルM20により推定された推定スロットル通過空気流量mtを補正するようになっている。
【００１２】
このようなオブザーバを追加したことにより、例えば、推定吸入空気流量mtesが実吸入空気流量mtAFMよりも小さい場合、推定スロットル通過空気流量mtが推定吸入空気流量mtesと実吸入空気流量mtAFMとの偏差に応じた量だけ大きく設定されて、この結果、スロットルバルブ下流の前記吸気管内空気圧力Pmが増大することにより筒内吸入空気量Mcが増大する。同様に、推定吸入空気流量mtesが実吸入空気流量mtAFMよりも大きい場合、筒内吸入空気量Mcが減少する。このようにして、実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差が小さくなる。
【００１３】
しかしながら、内燃機関がスロットルバルブ開度が最大の開度で一定となるスロットル全開定常運転状態にある場合、スロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力Pmはスロットルバルブ上流の圧力（即ち、大気圧Pa）よりも僅かに小さい値にまで大きくなっている。従って、内燃機関が前記スロットル全開定常運転状態にあって、且つ推定吸入空気流量mtesが実吸入空気流量mtAFMよりも小さい場合、上記オブザーバによる推定スロットル通過空気流量mtの増大により前記吸気管内空気圧力Pmが増大せしめられると、同吸気管内空気圧力Pmが直ちに大気圧Paよりも大きくなってスロットルモデルM20により推定される推定スロットル通過空気流量mtが直ちに負の値（逆流を示す値）となる。よって、スロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力Pmは増大できないことから筒内吸入空気量Mcも増大せず、この結果、実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差が残存してしまう場合があるという問題があった。
【００１４】
従って、本発明の目的は、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に基づいて推定する内燃機関の筒内吸入空気量推定装置であって、実際の筒内吸入空気量と推定した筒内吸入空気量との定常的な誤差を効果的に低減することができるものを提供することにある。
【００１５】
【本発明の概要】
本発明の特徴は、内燃機関の吸気通路に配設されたスロットルバルブを通過する空気についてのモデルを使用して同スロットルバルブを通過する空気流量を推定スロットル通過空気流量として推定するスロットル通過空気流量推定手段と、前記吸気通路とシリンダとを連通・遮断する吸気弁を通過する空気についてのモデルを使用して同吸気弁を通過する空気流量を推定吸気弁通過空気流量として推定する吸気弁通過空気流量推定手段と、少なくとも前記推定スロットル通過空気流量と前記推定吸気弁通過空気流量とに基いて前記シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する筒内吸入空気量推定手段と、を備えた内燃機関の筒内吸入空気量推定装置が、前記吸気通路に吸入される実際の吸入空気流量に応じた出力値を発生するとともに同実際の吸入空気流量を実吸入空気流量として計測する空気流量センサと、前記空気流量センサについてのモデルを使用して、前記実吸入空気流量が前記推定スロットル通過空気流量であると仮定した場合に同空気流量センサが出力するであろう出力値を推定するとともに同推定した出力値に基いて前記吸気通路に吸入される吸入空気流量を推定吸入空気流量として推定する吸入空気流量推定手段と、前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との偏差に基いて前記推定吸気弁通過空気流量を補正するように前記吸気弁通過空気流量推定手段を補正する補正手段とを備えたことにある。
【００１６】
ここにおいて、前記補正手段は、前記吸気弁通過空気流量推定手段により推定された前記推定吸気弁通過空気流量を直接補正するように同吸気弁通過空気流量推定手段を補正するよう構成されていても、同吸気弁通過空気流量推定手段が同推定吸気弁通過空気流量を推定する際に所定のパラメータ（係数）を使用する場合には、同所定のパラメータを補正し、その結果として同推定吸気弁通過空気流量を補正するように同吸気弁通過空気流量推定手段を補正するよう構成されてもよい。
【００１７】
また、この場合、前記補正手段は、前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との偏差に基いて前記推定スロットル通過空気流量を補正するように前記スロットル通過空気流量推定手段をも補正するよう構成されることが好適である。この場合も、前記補正手段は、前記スロットル通過空気流量推定手段により推定された前記推定スロットル通過空気流量を直接補正するように同スロットル通過空気流量推定手段を補正するように構成されていても、同スロットル通過空気流量推定手段が同推定スロットル通過空気流量を推定する際に所定のパラメータ（係数）を使用する場合には、同所定のパラメータを補正し、その結果として同推定スロットル通過空気流量を補正するように同スロットル通過空気流量推定手段を補正するよう構成されてもよい。
【００１８】
これらによれば、補正手段により、推定吸入空気流量と実吸入空気流量との偏差に基いて推定吸気弁通過空気流量を補正するように吸気弁通過空気流量推定手段が補正される。従って、推定吸入空気流量が実吸入空気流量よりも小さい場合、上記発明が解決しようとする課題の欄にて述べたように上記スロットルバルブ下流の吸気管内空気圧力Pmを増大せしめることなく、直接的に推定吸気弁通過空気流量（筒内吸入空気流量mc）を増大せしめることができ、その結果、筒内吸入空気量推定手段により推定されるシリンダに吸入される筒内吸入空気量（Mc）を増大せしめることが可能となる。
【００１９】
従って、内燃機関がスロットルバルブ開度が最大の開度で一定となる上述したスロットル全開定常運転状態にある場合であっても、前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との大小関係に拘わらず実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量（Mc）との定常的な誤差を確実に低減することができ、その結果、内燃機関により燃焼される混合気の空燃比を精度良く所定の値とすることができる。
【００２０】
また、上記したいずれかの内燃機関の筒内吸入空気量推定装置は、エネルギー保存則に基づいて求められた前記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備え、前記吸気弁通過空気流量推定手段は、前記推定されたシリンダ内の圧力を使用した前記吸気弁を通過する空気についてのモデルにより前記推定吸気弁通過空気流量を推定するように構成されることが好適である。
【００２１】
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、吸気弁通過空気流量推定手段は、同筒内圧力を使用した「吸気弁を通過する空気についてのモデル」により推定吸気弁通過空気流量（筒内吸入空気流量mc）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（Mc）を精度良く求めることが可能となる。
【００２２】
この場合、前記吸気弁通過空気流量推定手段が使用する前記吸気弁を通過する空気についてのモデルは、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基いて得られたモデルであることが好適である。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）により推定吸気弁通過空気流量（筒内吸入空気流量mc）を計算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。
【００２３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明による内燃機関の筒内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、この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。
【００２４】
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。
【００２５】
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。
【００２６】
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。
【００２７】
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。
【００２８】
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。
【００２９】
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。
【００３０】
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。
【００３１】
一方、このシステムは、空気流量センサとしての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、Ｏ2センサ７０、及びアクセル開度センサ７１を備えている。
【００３２】
エアフローメータ６１は、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（出力値）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と実吸入空気流量としての吸入空気流量mtAFMの関係は図５に示したとおりである。
【００３３】
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。
【００３４】
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。Ｏ2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８２の操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。
【００３５】
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。
【００３６】
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。
【００３７】
（燃料噴射量fcの決定方法・筒内吸入空気量Mc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、下記数２に基づいて燃料噴射量（基本噴射量）fcを決定する。数２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。
【００３８】
【数２】
fc ＝Ｋ・Mc
【００３９】
より具体的に述べると、燃料噴射量制御装置（筒内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、スロットルモデルM2はスロットル通過空気流量推定手段として機能し、吸気弁モデルM4は吸気弁通過空気流量推定手段として機能し、シリンダモデルM5は筒内圧力推定手段として機能するとともに、前記モデルM1〜M5はシリンダ２１内に吸入される筒内吸入空気量Mcを推定する筒内吸入空気量推定手段を構成する。
【００４０】
（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。
【００４１】
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。
【００４２】
（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（推定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数３及び下記数４に基づいて推定するモデルである。下記数３及び下記数４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数３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数４を使用する。この結果、スロットル通過空気流量mtは、前記順流の場合に正の値を、前記逆流の場合に負の値をそれぞれ採るように計算される。
【００４３】
【数３】
【数４】
上記数３及び数４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。
【００４６】
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数３又は数４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。
【００４７】
ここで、上記スロットルモデルM2を記述した数３及び数４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、下記数５で表される。数５は質量保存則を記述した式と言える。
【００４８】
【数５】
mt＝Ad・ρd・vd＝Au・ρu・vu
【００４９】
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・vu2／２であり、スロットルバルブ４３を通過する場所でm・vd2／２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、下記数６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。
【００５０】
【数６】
m・vu2／２＋m・Cp・Tu＝m・vd2／２＋m・Cp・Td
【００５１】
ところで、状態方程式は下記数７、比熱比κは下記数８、マイヤーの関係は下記数９で示されるから、数７〜数９よりCp・Tは下記数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。
【００５２】
【数７】
P＝ρ・R・T
【００５３】
【数８】
κ＝Cp／Cv
【００５４】
【数９】
Cp＝Cv＋R
【００５５】
【数１０】
Cp・T＝｛κ/(κ-1)｝・(P／ρ)
【００５６】
上記数１０の関係を用いて上記エネルギー保存則に基づく数６を書換えると、下記数１１が得られる。
【００５７】
【数１１】
vu2／２＋｛κ/(κ-1)｝・(Pu／ρu)＝vd2／２＋｛κ/(κ-1)｝・(Pd／ρd)
【００５８】
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数１１は下記数１２に書き換えられる。
【００５９】
【数１２】
｛κ/(κ-1)｝・(Pu／ρu)＝vd2／２＋｛κ/(κ-1)｝・(Pd／ρd)
【００６０】
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Au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、下記数１３が得られる。
【００６１】
【数１３】
ρd・vd2・Ad−ρu・vu2・Au＝Pu・Au−Pd・Ad＋Pmean・（Ad−Au）
【００６２】
上記数１３で、Au＝∞、vu＝０を考慮すると、下記数１４が得られるので、同数１４と上記数１３とから下記数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。
【００６３】
【数１４】
Pmean＝Pｕ
【００６４】
【数１５】
ρd・vd2＝Pu−Pd
【００６５】
従って、上記数５、上記数１２、及び上記数１５から、下記数１６が得られる。
【００６６】
【数１６】
上記数１６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、上記数３が得られる。上記数４の導出過程は、上記数３の導出過程と同様であるので省略する。
【００６８】
（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数１７及び下記数１８、（推定）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、推定吸気弁通過空気流量、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、下記数１７、及び下記数１８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。
【００６９】
【数１７】
d(Pm/Tm）/dt＝(R/Vm)・(mt−mc)
【００７０】
【数１８】
dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ta−mc・Tm)
【００７１】
吸気管モデルM3は、上記数１７、及び上記数１８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、数１７及び数１８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。
【００７２】
ここで、上記吸気管モデルM3を記述した数１７及び数１８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数１９が得られる。
【００７３】
【数１９】
dM／dt＝mt−mc
【００７４】
また、状態方程式は下記数２０となるから、上記数１９と下記数２０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数１７が得られる。
【００７５】
【数２０】
Pm・Vm＝M・R・Tm
【００７６】
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、下記数２１が得られる。
【００７７】
【数２１】
d(M・Cv・Tm)／dt＝Cp・mt・Ta−Cp・mc・Tm
【００７８】
この数２１を、上記数８（κ＝Cp／Cv）と、上記数２０（Pm・Vm＝M・R・Tm）とを用いて変形することにより、上記数１８が得られる。
【００７９】
（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、推定吸気弁通過空気流量、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数２２及び下記数２３にしたがって推定するモデルである。数２２，２３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。数２２及び数２３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数２２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数２３を使用する。この結果、筒内吸入空気流量（推定吸気弁通過空気流量）mtは、前記順流の場合に正の値を、前記逆流の場合に負の値をそれぞれ採るように計算される。
【００８０】
【数２２】
【数２３】
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、上記数２２及び上記数２３にて使用する積値Cv（L）・Av（L）を求める。
【００８３】
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数２２又は上記数２３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。
【００８４】
（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数２４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、下記数２４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。
【００８５】
【数２４】
上記数２４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（上記数２２又は上記数２３）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、上記数２４の右辺第３項（熱量の項）を無視すれば、理論上、上記数２４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。
【００８７】
ここで、上記数２４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数２５を得ることができる。
【００８８】
【数２５】
dE／dt＝mc・h−dW／dt＋Q
【００８９】
いま、内部エネルギーをuとすれば下記数２６が成立し、状態方程式は下記数２７の通りである。また、比熱比κの式である上記数８（κ＝Cp／Cv）と、マイヤーの関係式である上記数９（Cp＝Cv＋Ｒ）とから、下記数２８及び下記数２９が成立する。なお、Mcyをシリンダ２１内の空気量とする。
【００９０】
【数２６】
u＝Cv・Tc
【００９１】
【数２７】
Mcy・Tc＝Pc・Vc／R
【００９２】
【数２８】
Cv＝R／（κ−１）
【００９３】
【数２９】
Cp＝κ・R／（κ−１）
【００９４】
従って、数２６〜数２８から数２５の左辺dE／dtについて、下記数３０が成立する。
【００９５】
【数３０】
dE／dt＝d(Mcy・u)／dt＝d(Mcy・Cv・Tc)／dt＝d｛Pc・Vc／（κ−1)｝／dt
【００９６】
一方、数２５の右辺第１項mc・hについて、下記数３１のエンタルピーの定義と上記数２９から、下記３２が成立する。
【００９７】
【数３１】
h＝Cp・Tm
【００９８】
【数３２】
mc・h＝mc・｛κ・R／（κ−１）｝・Tm
【００９９】
更に、仕事Wは下記数３３で表されるから、上記数２５の右辺第２項dW／dtについて下記数３４が成立する。
【０１００】
【数３３】
dW＝Pc・dVc
【０１０１】
【数３４】
dW／dt＝Pc・dVc／dt
【０１０２】
数３０、数３２、及び数３４で数２５を書き直して整理すると上記数２４が得られる。
【０１０３】
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数３５にしたがって求める。数３５のMc1は、数２２又は数２３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。
【０１０４】
【数３５】
Tc＝(Pc・Vc)／(Mc1・R）
【０１０５】
上記原理によれば、シリンダモデルM5の上記数２４、及び上記数３５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、これらに基づいて数２２又は数２３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と上記数２とに基づいて燃料噴射量fcを決定する。
【０１０６】
（電気制御装置８０に実装する上での改良）
上記数２４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、通常は上記数２４を下記数３６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。
【０１０７】
【数３６】
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、数２４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数２４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。
【０１０９】
（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、上記数２４は下記数３７の微分方程式となり、同数３７を解くと下記数３８が得られる。
【０１１０】
【数３７】
【数３８】
上記数３８において、θ0＝cos-1(1)である。この数３８から、筒内圧力Pcは正弦波状に変化することが解る。一方。上記数３７のEuler近似は、下記数３９となる。
【０１１３】
【数３９】
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、下記数４０が成立する。従って、数３９と数４０とから下記数４１が成立する。
【０１１５】
【数４０】
【数４１】
更に、θが１に比べて極めて小さい（θ＜＜１）とき、下記数４２が成立するから、上記数４１と下記数４２を上記数３９に適用して下記数４３を得ることができる。なお、下記数４３における筒内吸入空気流量mcは上記数２２、及び上記数２３により求める。
【０１１８】
【数４２】
【数４３】
（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、上記数２４は下記数４４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数４５が成立する。
【０１２１】
【数４４】
【数４５】
以上から、下記数４６が導かれる。
【０１２４】
【数４６】
上記数４３、及び上記数４６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により近い上記数４３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。
【０１２６】
また、一吸気行程での筒内吸入空気量Mcは、数２２又は数２３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数２４を時刻toから時刻tfまで時間積分して整理した下記数４７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。
【０１２７】
【数４７】
したがって、本実施形態は、数４７を離散化した下記数４８に基づいて筒内吸入空気量Mcを求める。
【０１２９】
【数４８】
（オブザーバの追加）
本実施形態は、さらに、補正手段としてのオブザーバOBSを追加し、筒内吸入空気量Mcの推定精度を向上させている。上述した図６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。
【０１３１】
このオブザーバOBSは、上記エアフローメータ６１と、吸入空気流量推定手段として機能するエアフローメータモデルM6とを含んで構成されている。エアフローメータモデルM6は、スロットル通過空気流量（実吸入空気流量）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（推定吸入空気流量）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）スロットル通過空気流量mtを、むだ時間要素により前記所定時間T0だけ遅延させたスロットル通過空気流量である現時点における（推定）スロットル通過空気流量mt(t-T0)である。
【０１３２】
ここで、エアフローメータモデルM6について具体的に述べる。エアフローメータモデルM6は、先ず、現時点におけるスロットル通過空気流量mt(t-T0)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との関係をそれぞれ規定した図１４に示したテーブルと、前記求められた現時点でのスロットル通過空気流量mt(t-T0)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４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。
【０１３３】
次に、エアフローメータモデルM6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を下記数４９及び下記数５０にしたがって求める。数４９，数５０における添え字(k)は今回の演算値、添え字(k-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。
【０１３４】
【数４９】
w1(k)＝Δｔ・（W1(k)−w1(k-1)）／τ１＋w1(k-1)
【０１３５】
【数５０】
w2(k)＝Δｔ・（W2(k)−w2(k-1)）／τ２＋w2(k-1)
【０１３６】
上記数４９，数５０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、下記数５１及び下記数５２により求められる。数５１，数５２中の値k10,k20、及び値m1，m2には、実験的に求められた値である。また、数５１，数５２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。
【０１３７】
【数５１】
τ１＝k10・ｕm1
【０１３８】
【数５２】
τ２＝k20・ｕm2
【０１３９】
そして、エアフローメータモデルM6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１５に示したテーブルと、上記数４９〜数５２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。なお、内燃機関がスロットルバルブ開度TAが一定となる定常運転状態にある場合、このスロットル通過空気流量mtesは、スロットルモデルM2が推定した現時点から所定時間T0だけ先の時刻ｔにおける（推定）スロットル通過空気流量mt（及び、現時点におけるスロットル通過空気流量mt(t-T0)）と同一となる。
【０１４０】
再び、図６を参照すると、オブザーバOBSはこのスロットル通過空気流量mtesを表す信号を比較要素COMの一端に入力する。一方、オブザーバOBSはエアフローメータ６１の出力Vgを図５に示したテーブルにより現時点での吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMに変換し、同吸入空気流量mtAFMを表す信号を比較要素COMの他端に入力する。
【０１４１】
そして、オブザーバOBSは比較要素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との偏差SAを求め、この偏差SAを積分要素により時間積分して偏差積分値SumSAを求めるとともに、偏差積分値SumSAに所定のゲインＧ１（負の一定値）を乗算した値、及び同偏差積分値SumSAに所定のゲインＧ２（負の一定値）を乗算した値を、それぞれ、スロットルモデルM2が推定するスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4が推定する筒内吸入空気流量mcに加算する（フィードバックする）。即ち、本実施形態における筒内吸入空気量推定装置は、スロットル通過空気流量mtを、上記数３又は上記数４の代わりに下記数５３又は下記数５４に基いて推定する。
【０１４２】
【数５３】
【数５４】
また、本筒内吸入空気量推定装置は、筒内吸入空気流量mcを、上記数２２又は上記数２３の代わりに下記数５５又は下記数５６に基いて推定する。
【０１４５】
【数５５】
【数５６】
このようにして、上記偏差SA（上記偏差積分値SumSA）が「０」になる（小さくなる）ように、同偏差SAに基いてスロットルモデルM2により推定されたスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4により推定された筒内吸入空気流量mcがそれぞれ直接補正され、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の定常的な誤差が低減される。
【０１４８】
（実際の作動）
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。
【０１４９】
（スロットルバルブ制御）
電気制御装置８０のＣＰＵ８１は、図１６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１６００から処理を開始し、ステップ１６０５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１６１０に進み、同ステップ１６１０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。
【０１５０】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１６１５に進んで変数Ｉを「６４」に設定し、続くステップ１６２０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１６２５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１６２５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１６３０に進み、同ステップ１６３０にて変数Ｉの値を「１」だけ減少し、その後上記ステップ１６２０に戻る。この結果、ステップ１６２０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。
【０１５１】
その後、ステップ１６３０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１６２５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１６３５に進み、同ステップ１６３５にて前記ステップ１６１０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。
【０１５２】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１６４０に進み、同ステップ１６４０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１６４５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１６９５にて本ルーチンを一旦終了する。
【０１５３】
以降においても、上記ルーチンの処理は１msec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。
【０１５４】
（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１７及びこれに続く図１８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１７００から処理を開始し、ステップ１７０５に進んで、図５に示したテーブルと同じテーブルと、エアフローメータ６１の出力Vgとを用いて吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMを求める。
【０１５５】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１７１０に進み、図１４に示したテーブルと同じテーブルと、前回以前の本ルーチン実行時において後述するステップ１８１０にて既に求められているスロットル通過空気流量mt(k)を前記所定時間T0だけ遅延させることにより得られる現時点におけるスロットル通過空気流量mt(k-T0)とを用いて完全放熱量W1(k)，W2(k)をそれぞれを求める。なお、本ルーチンにおいて、添え字(k)が付された値は今回本ルーチンを実行した際に求める値を表し、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す。
【０１５６】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１７１５に進んで、上記数５１及び上記数５２に従って時定数τ１、τ２をそれぞれ求めるとともに、続くステップ１７２０にて上記数４９及び上記数５０に従って応答放熱量w1(k),w2(k)をそれぞれ求める。なお、Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、８msec）である。次に、ＣＰＵ８１はステップ１７２５に進み、図１５に示したテーブルと同じテーブルと、前記応答放熱量w1(k),w2(k)の和（w1(k)＋w2(k)）とを用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（推定吸入空気流量）mtesを求める。
【０１５７】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１７３０に進んで、前記スロットル通過空気流量mtesから前記吸入空気流量mtAFMを減じた値を偏差SA(k)として格納するとともに、続くステップ１７３５にて、その時点での（前回の）偏差積分値SumSA(k-1)に前記偏差SA(k)を加えた値を新たな（今回の）偏差積分値SumSA(k)として設定する。
【０１５８】
次いで、ＣＰＵ８１は図１８のステップ１８０５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。
【０１５９】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１８１０に進み、同ステップ１８１０にて上記数５３、又は上記数５４にしたがってスロットル通過空気流量mtを計算する。この計算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１８１５にて求められた値Pm(k)、及びTm(k)であり、偏差積分値SumSA(k)は前記ステップ１７３５で求められた値である。
【０１６０】
次にＣＰＵ８１はステップ１８１５に進み、上記数１７及び上記数１８を積分して離散化した下記数５７及び下記数５８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)を求めた後、ステップ１８９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。なお、下記数５７及び数５８において、Δｔは本ルーチンの計算周期（即ち、８msec）である。
【０１６１】
【数５７】
【数５８】
実際には、ＣＰＵ８１は、上記数５７にてPm/Tmを求め、これと上記数５８により求めたPmとからTmを求める。なお、数５７及び数５８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。
【０１６４】
（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１９及びこれに続く図２０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１９００から処理を開始し、ステップ１９０５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、上記数５５及び上記数５６にて使用する積値Cv（L）・Av（L）を求め、続くステップ１９１０にて同数５５又は同数５６にしたがって筒内吸入空気流量mc（t）を計算する。
【０１６５】
ここで、Pm（k）、及びTm(k)は、前述のステップ１８１５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り、Tc(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２０４５で設定された値である。また、SumSA(k)は上述した図１７のステップ１７３５で求められた偏差積分値であり、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１９２５で設定された値である。
【０１６６】
次に、ＣＰＵ８１はステップ１９１５に進み、同ステップ１９１５にて上記数４３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、mc(t)は前記ステップ１９１０で求められた値である。
【０１６７】
次いで、ＣＰＵ８１はステップ１９２０に進み、上記数４６にしたがって筒内圧力Pc(t+Δt)を求め、続くステップ１９２５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。
【０１６８】
次いで、ＣＰＵ８１は図２０に示したステップ２００５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２０１０にて変数Ｚの値を「０」として初期化し、ステップ２０１５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２０２０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２０２５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２０３０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２００５にて「Ｎｏ」と判定して直接２０３０に進む。
【０１６９】
次に、ＣＰＵ８１はステップ２０３０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２０３０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ２０３５に進み、同ステップ２０３５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２０４０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２０４５に進んで下記数５９に基づき筒内空気温度Tc(t)を求め、ステップ２０９５にて本ルーチンを一旦終了する。
【０１７０】
【数５９】
Tc(t)＝Pc(t)・Vc(t)／（Mc1・R）
【０１７１】
上記ステップ２０３０〜２０４５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。
【０１７２】
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２００５及びステップ２０３０に進んだとき、何れも「Ｎｏ」と判定してステップ２０５０に進み、同ステップ２０５０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２０５０にて「Ｙｅｓ」と判定し、ステップ２０５５に進んで一吸気行程における筒内吸入空気量Mcを上記数４８にしたがって推定する。
【０１７３】
その後、ＣＰＵ８１はステップ２０６０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T180CA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２０６５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は数２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２０９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。
【０１７４】
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１９のステップ１９００〜１９２５の処理を実行後、図２０のステップ２００５、２０３０、２０５０にて全て「Ｎｏ」と判定してステップ２０９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。
【０１７５】
以上により、筒内吸入空気量Mcが各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。
【０１７６】
以上説明したように、本発明による筒内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、上記数２２，２３（実際には、上記数５５，５６）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た。
【０１７７】
また、オブザーバOBSにより、スロットル通過空気流量（推定吸入空気流量）mtesと吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMとの偏差SA（上記偏差積分値SumSA）が「０」になるように、同偏差SAに基いてスロットルモデルM2により推定されたスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4により推定された筒内吸入空気流量mcがそれぞれ直接補正される。従って、スロットル通過空気流量mtesが吸入空気流量mtAFMよりも小さい場合、上記吸気管モデルM3により推定される吸気管内空気圧力Pmを増大せしめることなく、直接的に筒内吸入空気流量（推定吸気弁通過空気流量）mcを増大せしめることができ、その結果、筒内吸入空気量Mcを増大せしめることが可能となる。
【０１７８】
従って、内燃機関がスロットルバルブ開度が最大の開度で一定となるスロットル全開定常運転状態にある場合であっても、スロットル通過空気流量mtesと吸入空気流量mtAFMとの大小関係に拘わらず実際の筒内吸入空気量と推定された筒内吸入空気量Mcとの定常的な誤差を確実に低減することができ、その結果、適正な燃料噴射量fcを得ることで内燃機関により燃焼される混合気の空燃比を精度良く狙いの値とすることができた。
【０１７９】
本発明は上記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、上記実施形態では、補正手段としてのオブザーバOBSは、スロットルモデルM2により推定されたスロットル通過空気流量mt、及び吸気弁モデルM4により推定された筒内吸入空気流量mcをそれぞれ直接補正しているが、スロットル通過空気流量（推定吸入空気流量）mtesと吸入空気流量（実吸入空気流量）mtAFMとの偏差SA（上記偏差積分値SumSA）が「０」になるように、同偏差SAに基いて、上記数３及び数４にて使用する流量係数Ct（θt）と開口面積At（θt）の積値Ct（θt）・At（θt）、及び上記数２２及び数２３にて使用する流量係数Cv（L）と開口面積Av（L）の積値Cv（L）・Av（L）を補正し、その結果として、上記スロットル通過空気流量mt、及び上記筒内吸入空気流量mcをそれぞれ補正してもよい。
【０１８０】
また、上記実施形態の各モデルの他、排気弁を介してシリンダ２１内に流入する空気流量me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２１に示したように、排気弁モデルM7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数６０、及び下記数６１により表される。なお、数６０、及び数６１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、数６０は排気系からシリンダ２１内に空気が流入する場合（Pc＜Pe）、下記数６１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。この結果、上記空気流量meは、排気系からシリンダ２１内に空気が流入する場合に正の値を、シリンダ２１から排気系に空気が流出する場合に負の値をそれぞれ採るように計算される。なお、この場合、排気管内空気圧力を検出するセンサ、及び排気管内空気温度を検出するセンサを設けることが望ましい。
【０１８１】
【数６０】
【数６１】
また、上記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。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明による筒内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】 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】 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】 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】 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を示したグラフである。
【図６】 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】 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したグラフである。
【図８】 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したグラフである。
【図９】 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したグラフである。
【図１０】 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したグラフである。
【図１１】 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したグラフである。
【図１２】 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】 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】 図１に示したＣＰＵが参照するスロットル通過空気流量と完全放熱量との関係を規定したテーブルを示したグラフである。
【図１５】 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を示したグラフである。
【図１６】 図１に示したＣＰＵが実行するスロットルバルブを制御するためのルーチンを示したフローチャートである。
【図１７】 図１に示したＣＰＵが８msec毎に実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。
【図１８】 図１に示したＣＰＵが８msec毎に実行するルーチンの後半部を示したフローチャートである。
【図１９】 図１に示したＣＰＵが１msec毎に実行するルーチンの前半部を示したフローチャートである。
【図２０】 図１に示したＣＰＵが１msec毎に実行するルーチンの後半部を示したフローチャートである。
【図２１】 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２２】 本出願人が検討している燃料噴射量制御装置（筒内吸入空気量推定装置）の機能ブロック図である。
【符号の説明】
１０…火花点火式多気筒内燃機関、２０…シリンダブロック部（エンジン本体部）、２５…燃焼室、３１…吸気ポート、３２…吸気弁、３３…可変吸気タイミング装置、３９…インジェクタ、４１…吸気管、４３…スロットルバルブ、４４…スワールコントロールバルブ、４４ａ…ＳＣＶアクチュエータ、６１…エアフローメータ、８０…電気制御装置、８１…ＣＰＵ、M1…電子制御スロットルモデル、M2…スロットルモデル、M3…吸気管モデル、M4…吸気弁モデル、M5…シリンダモデル、M6…エアフローメータモデル。
Claims (4)
- 内燃機関の吸気通路に配設されたスロットルバルブを通過する空気についてのモデルを使用して同スロットルバルブを通過する空気流量を推定スロットル通過空気流量として推定するスロットル通過空気流量推定手段と、
前記吸気通路とシリンダとを連通・遮断する吸気弁を通過する空気についてのモデルを使用して同吸気弁を通過する空気流量を推定吸気弁通過空気流量として推定する吸気弁通過空気流量推定手段と、
少なくとも前記推定スロットル通過空気流量と前記推定吸気弁通過空気流量とに基いて前記シリンダに吸入される筒内吸入空気量を推定する筒内吸入空気量推定手段と、を備えた内燃機関の筒内吸入空気量推定装置であって、
前記吸気通路に吸入される実際の吸入空気流量に応じた出力値を発生するとともに同実際の吸入空気流量を実吸入空気流量として計測する空気流量センサと、前記空気流量センサについてのモデルを使用して、前記実吸入空気流量が前記推定スロットル通過空気流量であると仮定した場合に同空気流量センサが出力するであろう出力値を推定するとともに同推定した出力値に基いて前記吸気通路に吸入される吸入空気流量を推定吸入空気流量として推定する吸入空気流量推定手段と、
前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との偏差に基いて前記推定吸気弁通過空気流量を補正するように前記吸気弁通過空気流量推定手段を補正する補正手段と、
を備えた内燃機関の筒内吸入空気量推定装置。 - 請求項１に記載の内燃機関の筒内吸入空気量推定装置において、
前記補正手段は、前記推定吸入空気流量と前記実吸入空気流量との偏差に基いて前記推定スロットル通過空気流量を補正するように前記スロットル通過空気流量推定手段を補正するよう構成された内燃機関の筒内吸入空気量推定装置。 - 請求項１又は請求項２に記載の内燃機関の筒内吸入空気量推定装置であって、
エネルギー保存則に基づいて求められた前記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備え、
前記吸気弁通過空気流量推定手段は、前記推定されたシリンダ内の圧力を使用した前記吸気弁を通過する空気についてのモデルにより前記推定吸気弁通過空気流量を推定するように構成された内燃機関の筒内吸入空気量推定装置。 - 請求項３に記載の内燃機関の筒内吸入空気量推定装置であって、
前記吸気弁通過空気流量推定手段が使用する前記吸気弁を通過する空気についてのモデルは、エネルギー保存則、運動量保存則、及び質量保存則に基いて得られたモデルである内燃機関の筒内吸入空気量推定装置。
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