JP3922277B2 - 内燃機関の空気量推定装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の気筒内に導入される空気の量を推定する装置に関する。

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

更に、燃料は、一般に吸気行程が終了するまでに噴射される。一方、筒内空気量は、吸気行程が終了する時点（吸気弁閉弁時）において確定する。従って、燃料噴射時においては筒内空気量が確定していない。このため、気筒内に形成される混合気の空燃比を目標とする空燃比と一致させる噴射燃料量を決定するためには、燃料噴射前（即ち、吸気行程が終了する前）の所定の時点にて吸気弁閉弁時における筒内空気量を推定することが求められる。

このような要求を満足するための筒内空気量推定装置の一つとして、吸気通路内を通流する空気の挙動をモデル化した物理モデルを使用して現時点より先の時点の筒内空気量を推定する装置が提案されている（例えば、特許文献１を参照。）。
特開２００１−４１０９５号公報

この装置が使用する物理モデルによれば、推定される現時点より先の時点の筒内空気量は、同先の時点のスロットル弁の上流の空気（スロットル弁上流空気）の圧力及び温度を用いた関係式により表される。従って、上記先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度が精度良く推定されなければ、同先の時点の筒内空気量を精度良く推定することができない。

ところで、上記従来の装置が適用される内燃機関は自然吸気を行っているので、スロットル弁上流空気の圧力及び温度は大気の圧力及び温度と略等しい。また、大気の圧力及び温度は、現時点から筒内空気量が推定される先の時点までの短い時間内では殆ど変化しない。従って、上記従来の装置は、大気の圧力及び吸気通路内に設けられた温度センサにより検出された吸気温度を現時点より先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ採用することにより、同先の時点の筒内空気量を精度良く推定する。

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

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

かかる目的を達成するため本発明の空気量推定装置は、外部から取り込んだ空気を気筒内に導入する吸気通路と、前記吸気通路内に配置され同吸気通路内を通流する空気の量を変更するように開度を調整可能なスロットル弁と、前記スロットル弁の上流にて前記吸気通路に配設され同吸気通路内の空気を圧縮するコンプレッサを有する過給機と、前記スロットル弁と前記過給機の間の前記吸気通路に配設され同吸気通路内の空気を冷却するインタークーラと、を備える内燃機関に適用される。

前記空気量推定装置は、前記インタークーラに供給される空気に前記過給機により与えられる第１エネルギーと、同インタークーラの壁と同インタークーラ内の空気との間で交換される第２エネルギーと、を考慮した同インタークーラ内の空気に関するエネルギー保存則に基づいて構築されたインタークーラモデルを用いて、同インタークーラ内の空気の圧力及び温度を前記スロットル弁の上流の前記吸気通路内の空気であるスロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するインタークーラ内空気状態推定手段と、
前記推定されたスロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて前記気筒内に導入されている空気の量である筒内空気量を推定する筒内空気量推定手段と、
を備える。

これによれば、インタークーラに供給される空気に過給機により与えられる第１エネルギーと、インタークーラの壁と同インタークーラ内の空気との間で交換される第２エネルギーと、を考慮して、インタークーラ内の空気の圧力及び温度がスロットル弁の上流の吸気通路内の空気（スロットル弁上流空気）の圧力及び温度としてそれぞれ推定される。そして、推定されたスロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて気筒内に導入されている空気の量である筒内空気量が推定される。

この結果、過給機の圧縮仕事量及びインタークーラの壁と空気との間の伝熱量が考慮されるので、スロットル弁上流空気の圧力及び温度が精度良く推定される。これにより、内燃機関の気筒内に導入されている空気の量（筒内空気量）を精度良く推定することができる。

この場合、前記インタークーラ内空気状態推定手段は、前記過給機のコンプレッサの回転速度に基づいて前記第１エネルギーを推定するように構成されてなることが好適である。

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

この場合、前記空気量推定装置は、
前記過給機のコンプレッサの回転速度を検出するコンプレッサ回転速度検出手段を備えるとともに、
前記インタークーラ内空気状態推定手段は、
前記検出されたコンプレッサの回転速度に基づいて現時点より先の時点の前記第１エネルギーを推定し、同推定された先の時点の第１エネルギーを前記インタークーラモデルにて使用される前記第１エネルギーとして採用することにより同先の時点の前記インタークーラ内の空気の圧力及び温度を同先の時点の前記スロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するように構成され、
前記筒内空気量推定手段は、
前記推定された先の時点の前記スロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて同先の時点の前記筒内空気量を推定するように構成されてなることが好適である。

本発明の発明者は種々の検討を行った結果、コンプレッサ回転速度は現時点から筒内空気量が推定される先の時点までの短い時間内では殆ど変化しないという知見を得た。従って、上記のように空気量推定装置を構成すれば、同先の時点の上記第１エネルギーが精度良く推定される。これにより、過給機を備える内燃機関において、現時点より先の時点の過給機の運転状態を一般に複雑となる過給機モデルにより推定しなくとも、同先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度を精度良く推定することができる。この結果、同先の時点の筒内空気量を精度良く推定することができる。

以下、本発明による内燃機関の空気量推定装置の各実施形態について図面を参照しながら説明する。図１は、本発明の実施形態に係る前記空気量推定装置を火花点火式多気筒（４気筒）内燃機関に適用したシステムの概略構成を示している。なお、図１は、特定気筒の断面のみを示しているが、他の気筒も同様な構成を備えている。

この内燃機関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に燃料と空気とからなる混合気を供給するための吸気系統４０と、シリンダブロック部２０からの排ガスを外部に放出するための排気系統５０と、を含んでいる。

シリンダブロック部２０は、シリンダ２１、ピストン２２、コンロッド２３及びクランク軸２４を含んでいる。ピストン２２はシリンダ２１内を往復動し、ピストン２２の往復動がコンロッド２３を介してクランク軸２４に伝達され、これにより同クランク軸２４が回転するようになっている。シリンダ２１、ピストン２２のヘッド及びシリンダヘッド部３０は、燃焼室２５を形成している。

シリンダヘッド部３０は、燃焼室２５に連通した吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を駆動するインテークカムシャフトを含むとともに同インテークカムシャフトの位相角を連続的に変更する可変吸気タイミング装置３３、可変吸気タイミング装置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３９を備えている。

吸気系統４０は、吸気ポート３１に連通したインテークマニホールド４１、インテークマニホールド４１に連通したサージタンク４２、サージタンク４２に一端が接続されインテークマニホールド４１及びサージタンク４２とともに吸気通路を形成する吸気ダクト４３、吸気ダクト４３の他端部から下流（サージタンク４２）に向けて順に吸気ダクト４３に配設されたエアフィルタ４４、過給機９１のコンプレッサ９１ａ、インタークーラ４５、スロットル弁４６及びスロットル弁アクチュエータ４６ａを備えている。なお、スロットル弁４６から吸気弁３２までの吸気通路は、吸気管部を構成している。

インタークーラ４５は空冷式であって、吸気通路を通流する空気を内燃機関１０の外部の空気により冷却するようになっている。インタークーラ４５は、コンプレッサ９１ａの出口（下流）からスロットル弁４６までの吸気通路とともにインタークーラ部を構成している。

スロットル弁４６は吸気ダクト４３に回転可能に支持され、スロットル弁アクチュエータ４６ａにより駆動されることにより開度が調整できるようになっている。これにより、スロットル弁４６は、吸気ダクト４３の通路断面積を可変とするようになっている。

ＤＣモータからなるスロットル弁アクチュエータ４６ａは、後述する電気制御装置７０が達成する電子制御スロットル弁ロジックにより送出される駆動信号に応じて、実際のスロットル弁開度θtaが目標スロットル弁開度θttとなるようにスロットル弁４６を駆動するようになっている。

排気系統５０は、排気ポート３４に連通し同排気ポート３４とともに排気通路を形成するエキゾーストマニホールドを含む排気管５１、排気管５１内に配設された過給機９１のタービン９１ｂ及びタービン９１ｂの下流の排気管５１に配設された三元触媒装置５２を備えている。

このような配置により、過給機９１のタービン９１ｂは排ガスのエネルギーにより回転する。更に、タービン９１ｂは、シャフトを介して吸気系統４０のコンプレッサ９１ａと連結されている。これにより、吸気系統４０のコンプレッサ９１ａがタービン９１ｂと一体となって回転して吸気通路内の空気を圧縮する。即ち、過給機９１は、内燃機関１０に空気を過給するようになっている。

一方、このシステムは、圧力センサ６１、温度センサ６２、コンプレッサ回転速度検出手段としてのコンプレッサ回転速度センサ６３、カムポジションセンサ６４、クランクポジションセンサ６５、運転状態量取得手段としてのアクセル開度センサ６６及び電気制御装置７０を備えている。

圧力センサ６１は、エアフィルタ４４とコンプレッサ９１ａの間の吸気ダクト４３に配設されている。圧力センサ６１は、吸気ダクト４３内の空気の圧力を検出し、コンプレッサ９１ａの上流の吸気通路内の空気の圧力である吸気圧力Paを表す信号を出力するようになっている。温度センサ６２は、エアフィルタ４４とコンプレッサ９１ａの間の吸気ダクト４３に配設されている。温度センサ６２は、吸気ダクト４３内の空気の温度を検出し、コンプレッサ９１ａの上流の吸気通路内の空気の温度である吸気温度Taを表す信号を出力するようになっている。コンプレッサ回転速度センサ６３は、コンプレッサ９１ａの回転軸が３６０°回転する毎に信号を出力するようになっている。この信号は、コンプレッサ回転速度Ncmを表す。カムポジションセンサ６４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。クランクポジションセンサ６５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。アクセル開度センサ６６は、運転者によって操作されるアクセルペダル６７の操作量を検出し、同アクセルペダルの操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。

電気制御装置７０は、互いにバスで接続されたＣＰＵ７１、ＣＰＵ７１が実行するプログラム、テーブル（ルックアップテーブル、マップ）、定数等を予め記憶したＲＯＭ７２、ＣＰＵ７１が必要に応じてデータを一時的に記憶するＲＡＭ７３、電源が投入された状態でデータを記憶するとともに同記憶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ＲＡＭ７４及びＡＤコンバータを含むインターフェース７５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７５は、前記センサ６１〜６６と接続され、ＣＰＵ７１にセンサ６１〜６６からの信号を供給するとともに、同ＣＰＵ７１の指示に応じて可変吸気タイミング装置３３のアクチュエータ３３ａ、イグナイタ３８、インジェクタ３９及びスロットル弁アクチュエータ４６ａに駆動信号（指示信号）を送出するようになっている。

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

この空気量推定装置が適用される内燃機関１０においては、インジェクタ３９は吸気弁３２の上流に配置されているので、吸気弁閉弁時（吸気行程が終了する時点）までに燃料が噴射されなければならない。従って、気筒内に形成される混合気の空燃比を目標とする空燃比と一致させる噴射燃料量を決定するためには、この空気量推定装置は、燃料噴射前の所定の時点にて吸気弁閉弁時における筒内空気量を推定する必要がある。

そこで、この空気量推定装置は、エネルギー保存則、運動量保存則及び質量保存則などの物理法則に基づいて構築された物理モデルを用いて現時点より先の時点のインタークーラ４５内の空気の圧力及び温度を同先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度として推定し、同推定した先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度（即ち、インタークーラ４５内の空気の圧力及び温度）に基づいて、同先の時点の筒内空気量を推定する。

この空気量推定装置は、上記先の時点のインタークーラ４５内の空気の圧力及び温度を推定するための物理モデルとして、インタークーラ４５に供給される空気に過給機９１のコンプレッサ９１ａにより与えられる第１エネルギーと、インタークーラ４５の壁と同インタークーラ４５内の空気との間で交換される第２エネルギーと、を考慮して構築された物理モデルを採用する。

この空気量推定装置は、機能ブロック図である図２に示したように、電子制御スロットル弁モデルＭ１を備えるとともに、上記物理法則に基づいて構築された物理モデルとして、スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、コンプレッサモデルＭ４、インタークーラモデルＭ５、吸気管モデルＭ６及び吸気弁モデルＭ７を備えている。また、この空気量推定装置は、電子制御スロットル弁ロジックＡ１を備えている。なお、コンプレッサモデルＭ４及びインタークーラモデルＭ５は、インタークーラ内空気状態推定手段の主要な部分を構成している。また、スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ６及び吸気弁モデルＭ７は、筒内空気量推定手段の主要な部分を構成している。

モデルＭ２〜Ｍ７（スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、コンプレッサモデルＭ４、インタークーラモデルＭ５、吸気管モデルＭ６及び吸気弁モデルＭ７）は、ある時点における空気の挙動を表すように上記物理法則に基づいて導き出された数式（以下、「一般化された数式」とも言う。）により表される。

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

ところで、前述したように、本空気量推定装置により求めたい筒内空気量は、現時点（演算時点）より先の時点の値である。従って、後述するようにモデルＭ２〜Ｍ７にて使用するスロットル弁開度θt、コンプレッサ回転速度Ncm、吸気圧力Pa、吸気温度Ta、エンジン回転速度NE及び吸気弁３２の開閉タイミングVT等の値は、すべて現時点より先の時点の値とする必要がある。

このため、本空気量推定装置は、目標とするスロットル弁開度を決定した時点から遅延させてスロットル弁４６を制御することにより、現時点より先の時点（現時点から現時点より先の第１時点（本例では、現時点から遅延時間TDだけ経過した後の時点）までの時点）のスロットル弁開度を推定する。

更に、上述したように、コンプレッサ回転速度Ncmは現時点から筒内空気量が推定される先の時点までの短い時間内ではそれほど大きく変化しない。そこで、本空気量推定装置は、上記先の時点のコンプレッサ回転速度Ncmとしてコンプレッサ回転速度センサ６３により検出された現時点のコンプレッサ回転速度Ncmを採用する。

また、吸気圧力Pa、吸気温度Ta、エンジン回転速度NE及び吸気弁３２の開閉タイミングVTも、上記先の時点までの短い時間内ではそれほど大きく変化しない。従って、本空気量推定装置は、上記一般化された数式において、上記先の時点の吸気圧力Pa、吸気温度Ta、エンジン回転速度NE及び吸気弁３２の開閉タイミングVTとして、現時点の吸気圧力Pa、吸気温度Ta、エンジン回転速度NE及び吸気弁３２の開閉タイミングVTをそれぞれ採用する。

以上のように、本空気量推定装置は、推定された現時点より先の時点のスロットル弁開度θtと、検出された現時点のコンプレッサ回転速度Ncmと、現時点の吸気圧力Pa、吸気温度Ta、エンジン回転速度NE及び吸気弁３２の開閉タイミングVTと、上記モデルＭ２〜Ｍ７と、に基づいて同先の時点の筒内空気量を推定する。

以下、具体的に、各モデルＭ１〜Ｍ７及びロジックＡ１について説明する。なお、以下に述べるスロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ６及び吸気弁モデルＭ７を表す式の導出は周知であるため（特開２００１−４１０９５号公報及び特開２００３−１８４６１３号公報を参照。）、本明細書においては詳細な説明を省略する。

（電子制御スロットル弁モデルＭ１と電子制御スロットル弁ロジックＡ１）
電子制御スロットル弁モデルＭ１は、電子制御スロットル弁ロジックＡ１と協働して、現時点までのアクセルペダル操作量Accpに基づいて上記第１時点までのスロットル弁開度θtを推定するモデルである。

具体的に述べると、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、図３に示したアクセルペダル操作量Accpと目標スロットル弁開度θttとの関係を規定するテーブル及びアクセル開度センサ６６により検出された実際のアクセルペダル操作量Accpに基づいて暫定的な目標スロットル弁開度である暫定目標スロットル弁開度θtt１を所定時間ΔTt１（本例では、２ｍｓ）の経過毎に決定する。また、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、タイムチャートである図４に示したように、この暫定目標スロットル弁開度θtt１を所定の遅延時間TD（本例では、６４ｍｓ）後の時点（第１時点）の目標スロットル弁開度θttとして設定する。即ち、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、所定の遅延時間TD前の時点にて決定された暫定目標スロットル弁開度θtt１を現時点の目標スロットル弁開度θttとして設定する。そして、電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、現時点のスロットル弁開度θtaが現時点の目標スロットル弁開度θttとなるようにスロットル弁アクチュエータ４６ａに対して駆動信号を送出する。

ところで、電子制御スロットル弁ロジックＡ１から上記駆動信号がスロットル弁アクチュエータ４６ａに対して送出されると、同スロットル弁アクチュエータ４６ａの作動の遅れやスロットル弁４６の慣性などにより、実際のスロットル弁開度θtaは、ある遅れを伴って目標スロットル弁開度θttに追従する。そこで、電子制御スロットル弁モデルＭ１は、(1)式に基づいて遅延時間TD後の時点におけるスロットル弁開度を推定（予測）する（図４を参照。）。
θte(k)＝θte(k-1)＋ΔTt１・ｆ（θtt(k)，θte(k-1)) …(1)

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

このように、電子制御スロットル弁モデルＭ１は、今回の演算時点にて上記第１時点（現時点から遅延時間TD後の時点）の目標スロットル弁開度θttを新たに決定するとともに、上記第１時点のスロットル弁開度θteを新たに推定し、上記第１時点までの目標スロットル弁開度θttと予測スロットル弁開度θteとを、現時点からの時間経過に対応させた形でＲＡＭ７３に記憶させる（格納する）。なお、上記駆動信号がスロットル弁アクチュエータ４６ａに対して送出された時点から殆ど遅れることなく実際のスロットル弁開度θtaが目標スロットル弁開度θttとなる場合には、(1)式に換えて式（θte(k)＝θtt(k)）を用いてスロットル弁開度を推定してもよい。

（スロットルモデルＭ２）
スロットルモデルＭ２は、本モデルを表す一般化された数式であり、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則及び状態方程式等の物理法則に基づいて得られた(2)式及び(3)式に基づいて、スロットル弁４６の周囲を通過する空気の流量（スロットル通過空気流量）mtを推定するモデルである。(2)式において、Ct（θt）はスロットル弁開度θtに応じて変化する流量係数、At（θt）はスロットル弁開度θtに応じて変化するスロットル開口断面積（吸気通路内のスロットル弁４６の周囲の開口断面積）、Picはインタークーラ４５内の空気の圧力であるインタークーラ内圧力（即ち、スロットル弁４６の上流の吸気通路内の空気の圧力であるスロットル弁上流圧力）、Pmは吸気管部内の空気の圧力である吸気管内圧力、Ticはインタークーラ４５内の空気の温度であるインタークーラ内温度（即ち、スロットル弁４６の上流の吸気通路内の空気の温度であるスロットル弁上流温度）、Rは気体定数及びκは空気の比熱比（以下、κを一定値として扱う。）である。

ここで、(2)式の右辺のCt（θt）及びAt（θt）の積であるCt（θt）・At（θt）は、スロットル弁開度θtに基づいて経験的に決定することができる。そこで、スロットルモデルＭ２は、スロットル弁開度θtと、Ct（θt）・At（θt）と、の関係を規定するテーブルMAPCTATをＲＯＭ７２に記憶させていて、電子制御スロットル弁モデルＭ１により推定された予測スロットル弁開度θt(k-1)（＝θte）に基づいてCt（θt）・At（θt）（＝MAPCTAT(θt(k-1))）を求める。

更に、スロットルモデルＭ２は、値Pm/Picと値Φ(Pm/Pic)との関係を規定するテーブルMAPΦをＲＯＭ７２に記憶させていて、後述する吸気管モデルＭ６により既に推定されている直前（最新）の吸気管内圧力Pm(k-1)を後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力（スロットル弁上流圧力）Pic(k-1)で除した値（Pm(k-1)/Pic(k-1)）と、前記テーブルMAPΦと、から値Φ(Pm(k-1)/Pic(k-1))（＝MAPΦ(Pm(k-1)/Pic(k-1))）を求める。スロットルモデルＭ２は、以上のように求めた値Φ(Pm(k-1)/Pic(k-1))と、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力Pic(k-1)及びインタークーラ内温度（スロットル弁上流温度）Tic(k-1)と、を上記(2)式に適用してスロットル通過空気流量mt(k-1)を求める。

（吸気弁モデルＭ３）
吸気弁モデルＭ３は、吸気管部内の空気の圧力である吸気管内圧力Pm、吸気管部内の空気の温度である吸気管内温度Tm及びインタークーラ内温度Tic等から吸気弁３２の周囲を通過して気筒内に流入する空気の流量である筒内流入空気流量mcを推定するモデルである。吸気行程（吸気弁３２の閉弁時も含む）における気筒内（シリンダ２１内、燃焼室２５内）の圧力は吸気弁３２の上流の圧力、即ち、吸気管内圧力Pmとみなすことができるので、筒内流入空気流量mcは吸気弁閉弁時の吸気管内圧力Pmに比例すると考えることができる。そこで、吸気弁モデルＭ３は、筒内流入空気流量mcを、本モデルを表す一般化された数式であり、経験則に基づく下記(5)式にしたがって求める。
mc＝（Tic/Tm）・（c・Pm−d） …(5)

上記(5)式において、値cは比例係数及び値dは気筒内に残存していた既燃ガス量を反映した値である。値cは、エンジン回転速度NE及び吸気弁３２の開閉タイミングVTと定数cとの関係を規定するテーブルMAPC、現時点のエンジン回転速度NE及び現時点の吸気弁３２の開閉タイミングVTから求めることができる(c=MAPC(NE,VT))。吸気弁モデルＭ３は、上記テーブルMAPCをＲＯＭ７２に記憶させている。同様に、値dは、エンジン回転速度NE及び吸気弁３２の開閉タイミングVTと定数dとの関係を規定するテーブルMAPD、現時点のエンジン回転速度NE及び現時点の吸気弁３２の開閉タイミングVTから求めることができる(d=MAPD(NE,VT))。吸気弁モデルＭ３は、上記テーブルMAPDをＲＯＭ７２に記憶させている。

吸気弁モデルＭ３は、後述する吸気管モデルＭ６により既に推定されている直前（最新）の吸気管内圧力Pm(k-1)及び吸気管内温度Tm(k-1)と、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内温度Tic(k-1)と、を上記(5)式に適用し、筒内流入空気流量mc(k-1)を推定する。

（コンプレッサモデルＭ４）
コンプレッサモデルＭ４は、インタークーラ内圧力Pic、コンプレッサ回転速度Ncm等に基づいて、コンプレッサ９１ａから流出する空気（インタークーラ４５に供給される空気）の流量（コンプレッサ流出空気流量）mcm及びインタークーラ４５に供給される空気が過給機９１のコンプレッサ９１ａを通過する際に単位時間あたりに同コンプレッサ９１ａにより与えられるコンプレッサ付与エネルギー（第１エネルギー）Ecmを推定するモデルである。

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

コンプレッサモデルＭ４は、図６に示したような上記テーブルMAPMCMをＲＯＭ７２に記憶させている。コンプレッサモデルＭ４は、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力Pic(k-1)を現時点の吸気圧力Paで除した値Pic(k-1)/Paと、コンプレッサ回転速度センサ６３により検出された現時点のコンプレッサ回転速度Ncmと、上記テーブルMAPMCMと、からコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)（＝MAPMCM(Pic(k-1)/Pa,Ncm)）を推定する。

なお、コンプレッサモデルＭ４は、上記テーブルMAPMCMに代えて、標準状態のインタークーラ内圧力Picstdを標準圧力Pstdで除した値Picstd/Pstd及び同標準状態のコンプレッサ回転速度Ncmstdと、同標準状態のコンプレッサ流出空気流量mcmstdと、の関係を規定するテーブルMAPMCMSTDをＲＯＭ７２に記憶させていてもよい。ここで、標準状態は、コンプレッサ９１ａに流入する空気であるコンプレッサ流入空気の圧力が標準圧力Pstd（例えば、９６２７６Ｐａ）であるとともにコンプレッサ流入空気の温度が標準温度Tstd（例えば、３０３．０２Ｋ）である状態である。

この場合、コンプレッサモデルＭ４は、インタークーラ内圧力Picを吸気圧力Paで除した値Pic/Paと、コンプレッサ回転速度センサ６３により検出された現時点のコンプレッサ回転速度Ncmを下記(6)式の右辺に適用して得られる標準状態のコンプレッサ回転速度Ncmstdと、上記テーブルMAPMCMSTDと、から上記標準状態のコンプレッサ流出空気流量mcmstdを求め、同求めた標準状態のコンプレッサ流出空気流量mcmstdを下記(7)式の右辺に適用してコンプレッサ流入空気の圧力が吸気圧力Paであるとともにコンプレッサ流入空気の温度が吸気温度Taである状態のコンプレッサ流出空気流量mcmを求める。

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

ここで、Cpは空気の定圧比熱である。また、コンプレッサ効率ηは、コンプレッサ流出空気流量mcmと、コンプレッサ回転速度Ncmと、に基づいて経験的に推定することができる。従って、コンプレッサ効率ηは、コンプレッサ流出空気流量mcm及びコンプレッサ回転速度Ncmとコンプレッサ効率ηとの関係を規定するテーブルMAPETA、コンプレッサ流出空気流量mcm及びコンプレッサ回転速度Ncmに基づいて求められる。

コンプレッサモデルＭ４は、図７に示したような上記テーブルMAPETAをＲＯＭ７２に記憶させている。コンプレッサモデルＭ４は、上記推定されたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)と、コンプレッサ回転速度センサ６３により検出された現時点のコンプレッサ回転速度Ncmと、上記テーブルMAPETAと、からコンプレッサ効率η(k-1)（＝MAPETA(mcm(k-1),Ncm)）を推定する。

そして、コンプレッサモデルＭ４は、同推定されたコンプレッサ効率η(k-1)と、上記推定されたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)と、後述するインタークーラモデルＭ５により既に推定されている直前（最新）のインタークーラ内圧力Pic(k-1)を現時点の吸気圧力Paで除した値Pic(k-1)/Paと、現時点の吸気温度Taと、を上記(8)式に適用してコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)を推定する。なお、図６及び図７に示したように、コンプレッサ流出空気流量mcm及びコンプレッサ効率ηは、コンプレッサ回転速度Ncmと非常に相関が強い。従って、コンプレッサ流出空気流量mcm及びコンプレッサ効率ηに基づいて推定されるコンプレッサ付与エネルギーEcmも、コンプレッサ回転速度Ncmと非常に相関が強い。

ここで、コンプレッサモデルＭ４の一部を記述した上記(8)式の導出過程について説明する。以下、コンプレッサ９１ａに流入してから流出するまでの空気のエネルギーのすべてが温度上昇に寄与する（即ち、運動エネルギーを無視する）ことを仮定する。

コンプレッサ９１ａに流入する空気であるコンプレッサ流入空気の流量をmi及び同コンプレッサ流入空気の温度をTiとおくとともに、コンプレッサ９１ａから流出する空気であるコンプレッサ流出空気の流量をmo及び同コンプレッサ流出空気の温度をToとおくと、コンプレッサ流入空気のエネルギーはCp・mi・Tiとなり、コンプレッサ流出空気のエネルギーはCp・mo・Toとなる。コンプレッサ流入空気のエネルギーにコンプレッサ付与エネルギーEcmを加えたエネルギーはコンプレッサ流出空気のエネルギーと等しいので、エネルギー保存則に基づく下記(9)式が得られる。
Cp・mi・Ti＋Ecm＝Cp・mo・To …(9)
ところで、コンプレッサ流入空気の流量miはコンプレッサ流出空気の流量moと等しいので、下記(10)式が得られる。
Ecm＝Cp・mo・(To−Ti) …(10)
一方、コンプレッサ効率ηは、下記(11)式により定義される。

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

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

（インタークーラモデルＭ５）
インタークーラモデルＭ５は、本モデルを表す一般化された数式であり、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた下記(13)式及び下記(14)式、吸気温度Ta、インタークーラ部に流入する空気の流量（即ち、コンプレッサ流出空気流量）mcm、コンプレッサ付与エネルギーEcm及びインタークーラ部から流出する空気の流量（即ち、スロットル通過空気流量）mtから、インタークーラ内圧力Pic及びインタークーラ内温度Ticを求めるモデルである。なお、下記(13)式及び下記(14)式において、Vicはインタークーラ部の容積である。
d(Pic/Tic）/dt＝(R/Vic)・(mcm−mt) …(13)
dPic/dt＝κ・(R/Vic)・(mcm・Ta−mt・Tic)
＋(κ−1)/(Vic)・(Ecm−K・(Tic−Ta)) …(14)

インタークーラモデルＭ５は、コンプレッサモデルＭ４により取得されたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)と、スロットルモデルＭ２により取得されたスロットル通過空気流量mt(k-1)と、現時点の吸気温度Taと、を上記(13)式及び上記(14)式の右辺に適用する。そして、(13)式及び(14)式に基づく計算を行って、最新のインタークーラ内圧力Pic(k)及びインタークーラ内温度Tic(k)を推定する。

ここで、インタークーラモデルＭ５を記述した上記(13)式及び上記(14)式の導出過程について説明する。先ず、インタークーラ部内の空気に関する質量保存側に基づく(13)式について検討する。インタークーラ部の総空気量をMとすると、総空気量Mの単位時間あたりの変化量（時間的変化）は、インタークーラ部に流入する空気の流量に相当するコンプレッサ流出空気流量mcmと、同インタークーラ部から流出する空気の流量に相当するスロットル通過空気流量mtと、の差であるから、質量保存則に基づく下記(15)式が得られる。
dM／dt＝mcm−mt …(15)

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

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

上記インタークーラ部内の空気に与えられるエネルギーは、インタークーラ部に流入する空気のエネルギーである。このインタークーラ部に流入する空気のエネルギーは、コンプレッサ９１ａにより圧縮されないと仮定した場合に吸気温度Taのままインタークーラ部に流入する空気のエネルギーCp・mcm・Taと、インタークーラ部に流入する空気に過給機９１のコンプレッサ９１ａにより与えられるコンプレッサ付与エネルギーEcmと、の和に等しい。

一方、上記インタークーラ部内の空気から奪われるエネルギーは、インタークーラ部から流出する空気のエネルギーCp・mt・Ticと、インタークーラ４５内の空気とインタークーラ４５の壁との間で交換されるエネルギーである第２エネルギーと、の和に等しい。

この第２エネルギーは、一般的な経験則に基づく式から、インタークーラ４５内の空気の温度Ticと、インタークーラ４５の壁の温度Ticwと、の差に比例する値K・(Tic−Ticw)として求められる。ここで、Kは、インタークーラ４５の表面積と、インタークーラ４５内の空気とインタークーラ４５の壁との間の熱伝達率と、の積に応じた値である。ところで、上述したように、インタークーラ４５は、内燃機関１０の外部の空気により吸気通路内の空気を冷却するようになっているので、インタークーラ４５の壁の温度Ticwは内燃機関１０の外部の空気の温度と略等しい。従って、インタークーラ４５の壁の温度Ticwは吸気温度Taと等しいと考えることができるので、第２エネルギーは、値K・(Tic−Ta)として求められる。

以上により、インタークーラ部内の空気に関するエネルギー保存則に基づく下記(17)式が得られる。
d(M・Cv・Tic)／dt＝Cp・mcm・Ta−Cp・mt・Tic＋Ecm−K・(Tic-Ta) …(17)

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

（吸気管モデルＭ６）
吸気管モデルＭ６は、本モデルを表す一般化された数式であり、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた下記(20)式及び下記(21)式、吸気管部に流入する空気の流量（即ち、スロットル通過空気流量）mt、インタークーラ内温度（即ち、スロットル弁上流温度）Tic及び吸気管部から流出する空気の流量（即ち、筒内流入空気流量）mcから、吸気管内圧力Pm及び吸気管内温度Tmを求めるモデルである。なお、下記(20)式及び下記(21)式において、Vmは吸気管部（スロットル弁４６から吸気弁３２までの吸気通路）の容積である。
d(Pm/Tm）/dt＝(R/Vm)・(mt−mc) …(20)
dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Tic−mc・Tm) …(21)

吸気管モデルＭ６は、スロットルモデルＭ２により取得されたスロットル通過空気流量mt(k-1)と、吸気弁モデルＭ３により取得された筒内流入空気流量mc(k-1)と、インタークーラモデルＭ５が推定した最新のインタークーラ内温度（スロットル弁上流温度）Tic(k)と、を上記(20)式及び上記(21)式の右辺に適用する。そして、(20)式及び(21)式に基づく計算を行って、最新の吸気管内圧力Pm(k)及び吸気管内温度Tm(k)を推定する。

（吸気弁モデルＭ７）
吸気弁モデルＭ７は、上述の吸気弁モデルＭ３と同様のモデルを含んでいる。吸気弁モデルＭ７においては、上記吸気管モデルＭ６が推定した最新の吸気管内圧力Pm(k)及び吸気管内温度Tm(k)と、上記インタークーラモデルＭ５が推定した最新のインタークーラ内温度Tic(k)と、を本モデルを表す一般化された数式であり上記経験則に基づく(5)式（mc＝（Tic/Tm）・（c・Pm−d））に適用して最新の筒内流入空気流量mc(k)を求める。そして、吸気弁モデルＭ７は、求めた筒内流入空気流量mc(k)に現時点のエンジン回転速度NE及び現時点の吸気弁３２の開閉タイミングVTから算出される吸気弁３２が開弁してから閉弁するまでの時間Tintを乗じることにより推定される筒内空気量である予測筒内空気量KLfwdを求める。

次に、電気制御装置７０の実際の作動について、図８〜図１２を参照しながら説明する。

（スロットル弁開度推定）
ＣＰＵ７１は、図８にフローチャートにより示したスロットル弁開度推定ルーチンを所定の演算周期ΔTt１（本例では、２ｍｓ）の経過毎に実行することにより、上記電子制御スロットル弁モデルＭ１及び上記電子制御スロットル弁ロジックＡ１の機能を達成する。具体的に述べると、ＣＰＵ７１は所定のタイミングにてステップ８００から処理を開始し、ステップ８０５に進んで変数ｉに「０」を設定し、ステップ８１０に進んで変数ｉが遅延回数ntdlyと等しいか否かを判定する。この遅延回数ntdlyは、遅延時間TD（本例では、６４ｍｓ）を上記演算周期ΔTt１で除した値（本例では、３２）である。

この時点で変数ｉは「０」であるから、ＣＰＵ７１はステップ８１０にて「Ｎｏ」と判定し、ステップ８１５に進んで目標スロットル弁開度θtt(i)に目標スロットル弁開度θtt(i+1)の値を格納するとともに、続くステップ８２０にて予測スロットル弁開度θte(i)に予測スロットル弁開度θte(i+1)の値を格納する。以上の処理により、目標スロットル弁開度θtt(0)に目標スロットル弁開度θtt(1)の値が格納され、予測スロットル弁開度θte(0)に予測スロットル弁開度θte(1)の値が格納される。

次いで、ＣＰＵ７１は、ステップ８２５にて変数ｉの値を「１」だけ増大してステップ８１０にもどる。そして、変数ｉの値が遅延回数ntdlyより小さければ、再びステップ８１５〜８２５を実行する。即ち、ステップ８１５〜８２５は、変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなるまで繰り返し実行される。これにより、目標スロットル弁開度θtt(i+1)の値が目標スロットル弁開度θtt(i)に順次シフトされ、予測スロットル弁開度θte(i+1)の値が予測スロットル弁開度θte(i)に順次シフトされて行く。

前述のステップ８２５が繰り返されることにより変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなると、ＣＰＵ７１はステップ８１０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ８３０に進み、同ステップ８３０にて現時点のアクセルペダル操作量Accpと、図３に示したテーブルと、に基づいて今回の暫定目標スロットル弁開度θtt１を求め、これを遅延時間TD後の目標スロットル弁開度θttとするために目標スロットル弁開度θtt(ntdly)に格納する。

次に、ＣＰＵ７１はステップ８３５に進み、同ステップ８３５にて、前回の演算時点にて同演算時点から遅延時間TD後の予測スロットル弁開度θteとして格納した予測スロットル弁開度θte(ntdly-1)と、上記ステップ８３０にて遅延時間TD後の目標スロットル弁開度θttとして格納した目標スロットル弁開度θtt(ntdly)と、上記(1)式（の右辺）に基づくステップ８３５内に示した式と、に応じて現時点から遅延時間TD後の予測スロットル弁開度θte(ntdly)を算出する。そして、ステップ８４０にて実際のスロットル弁開度θtaが目標スロットル弁開度θtt(0)となるようにスロットル弁アクチュエータ４６ａに対して駆動信号を送出し、ステップ８９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

以上のように、目標スロットル弁開度θttに関するメモリ（ＲＡＭ７３）においては、本ルーチンが実行される毎にメモリの内容が一つずつシフトされていき、目標スロットル弁開度θtt(0)に格納された値が、電子制御スロットル弁ロジックＡ１によりスロットル弁アクチュエータ４６ａに出力される目標スロットル弁開度θttとして設定される。即ち、今回の本ルーチンの実行により目標スロットル弁開度θtt(ntdly)に格納された値は、今後において本ルーチンが遅延回数ntdlyだけ繰り返されたとき（遅延時間TD後）にθtt(0)に格納される。また、予測スロットル弁開度θteに関するメモリにおいては、同メモリ内のθte(m）に現時点から所定時間(m・ΔTt）経過後の予測スロットル弁開度θteが格納される。この場合の値mは、０〜ntdlyの整数である。

（筒内空気量推定）
一方、ＣＰＵ７１は、図９にフローチャートにより示した筒内空気量推定ルーチンを所定の演算周期ΔTt２（本例では、８ｍｓ）の経過毎に実行することにより、現時点より先の時点の筒内空気量を推定する。具体的に説明すると、所定のタイミングになったとき、ＣＰＵ７１はステップ９００から処理を開始し、ステップ９０５に進んで上記スロットルモデルＭ２によりスロットル通過空気流量mt(k-1)を求めるため、図１０のフローチャートに示したステップ１０００に進む。

次いで、ＣＰＵ７１は、ステップ１００５に進んで、図８のスロットル弁開度推定ルーチンによりメモリに格納されているθte(m)（mは、０〜ntdlyの整数）から、現時点より所定の時間間隔Δt0（本例では、特定の気筒の燃料噴射開始時期前の所定の時点（噴射燃料量を決定する必要がある最終の時点）から同気筒の吸気行程における吸気弁３２の閉弁時（第２時点）までの時間）だけ後の時点と最も近い時点のスロットル弁開度として推定された予測スロットル弁開度θte(m)を予測スロットル弁開度θt(k-1)として読み込む。以下、説明の便宜上、前回の演算時点における上記予測スロットル弁開度θt(k-1)に対応する時点を前回推定時点t1とし、今回の演算時点における上記予測スロットル弁開度θt(k-1)に対応する時点を今回推定時点t2とする（第１時点、所定の時間間隔Δt0、前回推定時点t1及び今回推定時点t2の関係を示した模式図である図１１を参照。）。

そして、ＣＰＵ７１は、ステップ１０１０に進んで、上記(2)式のCt（θt）・At（θt）を、上記テーブルMAPCTATと、予測スロットル弁開度θt(k-1)と、から求める。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１０１５に進んで、前回の図９のルーチンの実行時における後述するステップ９２５にて求められた前回推定時点t1における吸気管内圧力Pm(k-1)を前回の図９のルーチンの実行時における後述するステップ９２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Pic(k-1)で除した値（Pm(k-1)/Pic(k-1)）と、上記テーブルMAPΦと、から値Φ(Pm(k-1)/Pic(k-1))を求める。

そして、ＣＰＵ７１はステップ１０２０に進んで、上記ステップ１０１０及びステップ１０１５にてそれぞれ求めた値と、上記スロットルモデルＭ２を表す(2)式に基づくステップ１０２０内に示した式と、前回の図９のルーチンの実行時における後述するステップ９２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Pic(k-1)及びインタークーラ内温度Tic(k-1)と、に基づいて前回推定時点t1におけるスロットル通過空気流量mt(k-1)を求め、ステップ１０９５を経由して図９のステップ９１０に進む。

ＣＰＵ７１は、ステップ９１０にて上記吸気弁モデルＭ３を表す(5)式の係数cを、上記テーブルMAPCと、現時点のエンジン回転速度NE及び現時点の吸気弁３２の開閉タイミングVTと、から求める。また、同様に値dを、上記テーブルMAPDと、現時点のエンジン回転速度NE及び現時点の吸気弁３２の開閉タイミングVTと、から求める。そして、ＣＰＵ７１は、同ステップ９１０にて上記吸気弁モデルＭ３を表す(5)式に基づくステップ９１０内に示した式と、前回の本ルーチンの実行時における後述するステップ９２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内温度Tic(k-1)と、前回の本ルーチンの実行時における後述するステップ９２５にて求められた前回推定時点t1における吸気管内圧力Pm(k-1)及び吸気管内温度Tm(k-1)と、に基づいて前回推定時点t1における筒内流入空気流量mc(k-1)を求める。

次に、ＣＰＵ７１はステップ９１５に進んで上記コンプレッサモデルＭ４によりコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)を求めるため、図１２のフローチャートに示したステップ１２００に進む。

次いで、ＣＰＵ７１は、ステップ１２０５に進んでコンプレッサ回転速度センサ６３により検出されたコンプレッサ回転速度Ncmを読み込む。次に、ＣＰＵ７１は、ステップ１２１０に進んで、上記テーブルMAPMCMと、前回の図９のルーチンの実行時における後述するステップ９２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Pic(k-1)を現時点の吸気圧力Paで除した値Pic(k-1)/Pa及び上記ステップ１２０５にて読み込んだコンプレッサ回転速度Ncmと、から前回推定時点t1におけるコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)を求める。

そして、ＣＰＵ７１は、ステップ１２１５に進んで、上記テーブルMAPETAと、上記ステップ１２１０にて求められたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及び上記ステップ１２０５にて読み込んだコンプレッサ回転速度Ncmと、からコンプレッサ効率η(k-1)を求める。

次に、ＣＰＵ７１は、ステップ１２２０に進んで、前回の図９のルーチンの実行時における後述するステップ９２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Pic(k-1)を現時点の吸気圧力Paで除した値Pic(k-1)/Paと、上記ステップ１２１０にて求めたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)と、上記ステップ１２１５にて求めたコンプレッサ効率η(k-1)と、現時点の吸気温度Taと、コンプレッサモデルＭ４の一部を表す上記(8)式に基づくステップ１２２０内に示した式と、に基づいて前回推定時点t1におけるコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)を求め、ステップ１２９５を経由して図９のステップ９２０に進む。

ＣＰＵ７１は、ステップ９２０にて上記インタークーラモデルＭ５を表す(13)式及び(14)式を離散化したステップ９２０内に示した式（差分方程式）と、上記ステップ９０５及びステップ９１５にてそれぞれ求めたスロットル通過空気流量mt(k-1)、コンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)と、に基づいて、今回推定時点t2におけるインタークーラ内圧力Pic(k)と、同インタークーラ内圧力Pic(k)を今回推定時点t2におけるインタークーラ内温度Tic(k)にて除した値｛Pic/Tic｝(k)と、を求める。なお、ΔｔはインタークーラモデルＭ５及び後述する吸気管モデルＭ６で使用される離散間隔を示し、式（Δｔ＝t2−t1）により表される。即ち、ステップ９２０においては、前回推定時点t1におけるインタークーラ内圧力Pic(k-1)及びインタークーラ内温度Tic(k-1)等から、今回推定時点t2におけるインタークーラ内圧力Pic(k)及びインタークーラ内温度Tic(k)が求められる。

次に、ＣＰＵ７１はステップ９２５に進み、上記吸気管モデルＭ６を表す(20)式及び(21)式を離散化したステップ９２５内に示した式（差分方程式）と、上記ステップ９０５及びステップ９１０にてそれぞれ求めたスロットル通過空気流量mt(k-1)及び筒内流入空気流量mc(k-1)と、前回の本ルーチンの実行時における上記ステップ９２０にて求められた前回推定時点t1におけるインタークーラ内温度Tic(k-1)と、に基づいて、今回推定時点t2における吸気管内圧力Pm(k)と、同吸気管内圧力Pm(k)を今回推定時点t2における吸気管内温度Tm(k)にて除した値｛Pm/Tm｝(k)と、を求める。即ち、ステップ９２５においては、前回推定時点t1における吸気管内圧力Pm(k-1)及び吸気管内温度Tm(k-1)等から、今回推定時点t2における吸気管内圧力Pm(k)及び吸気管内温度Tm(k)が求められる。

次いで、ＣＰＵ７１は、ステップ９３０にて上記吸気弁モデルＭ７を表す(5)式を用いて今回推定時点t2における筒内流入空気流量mc(k)を求める。このとき、係数c及び値dとして、上記ステップ９１０にて求めた値を使用する。また、インタークーラ内温度Tic(k)、吸気管内圧力Pm(k)及び吸気管内温度Tm(k)は、上記ステップ９２０及びステップ９２５にてそれぞれ求められた今回推定時点t2における値（最新の値）を用いる。

そして、ＣＰＵ７１は、ステップ９３５に進んで現時点のエンジン回転速度NEと、現時点の吸気弁３２の開閉タイミングVTと、により求められる吸気弁開弁時間（吸気弁３２が開弁してから閉弁するまでの時間）Tintを計算し、続くステップ９４０にて上記今回推定時点t2における筒内流入空気流量mc(k)に吸気弁開弁時間Tintを乗じて予測筒内空気量KLfwdを算出し、ステップ９９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

このように、検出されたコンプレッサ回転速度Ncmに基づいて、前回推定時点t1のコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)が推定される。次に、同推定されたコンプレッサ流出空気流量mcm(k-1)及びコンプレッサ付与エネルギーEcm(k-1)に基づいて、前回推定時点t1より微小時間Δｔだけ先の今回推定時点t2のインタークーラ内圧力Pic(k)及びインタークーラ内温度Tic(k)が推定される。そして、同推定されたインタークーラ内圧力Pic(k)及びインタークーラ内温度Tic(k)に基づいて、同今回推定時点t2の予測筒内空気量KLfwdが推定される。

以上のように算出される予測筒内空気量KLfwdについて、更に、説明する。ここで、説明の便宜上、図９の筒内空気量推定ルーチンの演算周期ΔTt２がクランク軸２４が３６０°回転する時間よりも十分に短い場合であって、且つ、所定の時間間隔Δt0が大きく変化しない場合を考える。このとき、今回推定時点t2は、上述した筒内空気量推定ルーチンの実行が繰り返される毎に略演算周期ΔTt２だけ先の時点へと移行していく。そして、特定の気筒の燃料噴射開始時期前の所定の時点（噴射燃料量を決定する必要がある最終の時点）にて本ルーチンが実行されると、今回推定時点t2は上記第２時点（同気筒の吸気行程における吸気弁３２の閉弁時）と略一致する。従って、この時点にて算出される予測筒内空気量KLfwdは、上記第２時点の筒内空気量の推定値となっている。

以上説明したように、本発明による内燃機関の空気量推定装置の実施形態は、インタークーラ４５に供給される（流入する）空気に過給機９１のコンプレッサ９１ａにより与えられるコンプレッサ付与エネルギー（第１エネルギー）と、インタークーラ４５の壁と同インタークーラ４５内の空気との間で交換される第２エネルギーと、を考慮して、インタークーラ４５内の空気の圧力及び温度をスロットル弁４６の上流の吸気通路内の空気（スロットル弁上流空気）の圧力及び温度としてそれぞれ推定する。これにより、過給機９１の圧縮仕事量及びインタークーラ４５の壁と空気との間の伝熱量が考慮されるので、スロットル弁上流空気の圧力及び温度が精度良く推定される。そして、上記実施形態は、推定したスロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて筒内空気量を推定する。これにより、内燃機関１０の気筒内に導入されている空気の量（筒内空気量）を精度良く推定することができる。

更に、上記実施形態は、過給機の運転状態を表すコンプレッサ回転速度（過給機９１のコンプレッサ９１ａの回転速度）に基づいて上記コンプレッサ付与エネルギーを推定する。これにより、過給機９１の運転状態が変動しても、スロットル弁上流空気（インタークーラ４５内の空気）の圧力及び温度を精度良く推定することができる。

加えて、上記実施形態は、コンプレッサ回転速度センサ６３により検出された現時点のコンプレッサ回転速度に基づいて現時点より先の時点の上記コンプレッサ付与エネルギーを推定する。これにより、過給機を備える内燃機関において、上記先の時点の過給機９１の運転状態を一般に複雑となる過給機モデルにより推定しなくとも、同先の時点のスロットル弁上流空気の圧力及び温度を精度良く推定することができる。この結果、同先の時点の筒内空気量を精度良く推定することができる。

なお、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、上記実施形態においては、遅延時間TDを一定の時間としていたが、内燃機関１０が所定のクランク角度（例えば、クランク角度にして２７０°）だけ回転するのに要する時間T270とする等、エンジン回転速度NEに応じた可変の時間とすることもできる。

また、上記実施形態においては、インタークーラ４５を空冷式としていたが、吸気通路を通流する空気を冷却水を循環させることにより冷却する水冷式としてもよい。この場合、空気量推定装置は、冷却水の温度Twを検出する水温センサを備え、同水温センサにより検出された冷却水の温度Twに基づいてインタークーラ４５内の空気とインタークーラ４５の壁との間で交換されるエネルギー（第２エネルギー）を求めてもよい。即ち、インタークーラモデルＭ５において上記(14)式に換えて、下記(22)式が使用される。
dPic/dt＝κ・(R/Vic)・(mcm・Ta−mt・Tic)
＋(κ−1)/(Vic)・(Ecm−K・(Tic−Tw)) …(22)

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

本発明の実施形態に係る空気量推定装置を火花点火式多気筒内燃機関に適用したシステムの概略構成図である。 スロットル弁開度を制御するとともに筒内空気量を推定するためのロジック及び各種モデルの機能ブロック図である。 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弁開度との関係を規定したテーブルを示した図である。 暫定目標スロットル弁開度、目標スロットル弁開度及び予測スロットル弁開度の変化を示したタイムチャートである。 予測スロットル弁開度を算出する際に用いる関数を示したグラフである。 図１に示したＣＰＵが参照するインタークーラ内圧力を吸気圧力で除した値及びコンプレッサ回転速度とコンプレッサ流出空気流量との関係を規定したテーブルを示した図である。 図１に示したＣＰＵが参照するコンプレッサ流出空気流量及びコンプレッサ回転速度とコンプレッサ効率との関係を規定したテーブルを示した図である。 図１に示したＣＰＵが実行するスロットル弁開度を推定するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する筒内空気量を推定するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行するスロットル通過空気流量を推定するためのプログラムを示したフローチャートである。 第１時点、所定の時間間隔Δt0、前回推定時点t1及び今回推定時点t2の関係を示した模式図である。 図１に示したＣＰＵが実行するコンプレッサ流出空気流量及びコンプレッサ付与エネルギーを推定するためのプログラムを示したフローチャートである。

符号の説明

１０…内燃機関、２１…シリンダ、２５…燃焼室、３１…吸気ポート、３２…吸気弁、３４…排気ポート、３５…排気弁、３９…インジェクタ、４１…インテークマニホールド、４２…サージタンク、４３…吸気ダクト、４４…エアフィルタ、４５…インタークーラ、４６…スロットル弁、４６ａ…スロットル弁アクチュエータ、５１…排気管、６１…圧力センサ、６２…温度センサ、６３…コンプレッサ回転速度センサ、６５…クランクポジションセンサ、６６…アクセル開度センサ、６７…アクセルペダル、７０…電気制御装置、７１…ＣＰＵ、７２…ＲＯＭ、７３…ＲＡＭ、９１…過給機、９１ａ…コンプレッサ、９１ｂ…タービン。

Claims (3)

1. 外部から取り込んだ空気を気筒内に導入する吸気通路と、前記吸気通路内に配置され同吸気通路内を通流する空気の量を変更するように開度を調整可能なスロットル弁と、前記スロットル弁の上流にて前記吸気通路に配設され同吸気通路内の空気を圧縮するコンプレッサを有する過給機と、前記スロットル弁と前記過給機の間の前記吸気通路に配設され同吸気通路内の空気を冷却するインタークーラと、を備える内燃機関に適用され、
   前記インタークーラに供給される空気に前記過給機により与えられる第１エネルギーと、同インタークーラの壁と同インタークーラ内の空気との間で交換される第２エネルギーと、を考慮した同インタークーラ内の空気に関するエネルギー保存則に基づいて構築されたインタークーラモデルを用いて、同インタークーラ内の空気の圧力及び温度を前記スロットル弁の上流の前記吸気通路内の空気であるスロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するインタークーラ内空気状態推定手段と、
   前記推定されたスロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて前記気筒内に導入されている空気の量である筒内空気量を推定する筒内空気量推定手段と、
   を備えた内燃機関の空気量推定装置。
2. 請求項１に記載の内燃機関の空気量推定装置であって、
   前記インタークーラ内空気状態推定手段は、前記過給機のコンプレッサの回転速度に基づいて前記第１エネルギーを推定するように構成されてなる
   内燃機関の空気量推定装置。
3. 請求項２に記載の内燃機関の空気量推定装置であって、
   前記過給機のコンプレッサの回転速度を検出するコンプレッサ回転速度検出手段を備えるとともに、
   前記インタークーラ内空気状態推定手段は、
   前記検出されたコンプレッサの回転速度に基づいて現時点より先の時点の前記第１エネルギーを推定し、同推定された先の時点の第１エネルギーを前記インタークーラモデルにて使用される前記第１エネルギーとして採用することにより同先の時点の前記インタークーラ内の空気の圧力及び温度を同先の時点の前記スロットル弁上流空気の圧力及び温度としてそれぞれ推定するように構成され、
   前記筒内空気量推定手段は、
   前記推定された先の時点の前記スロットル弁上流空気の圧力及び温度に基づいて同先の時点の前記筒内空気量を推定するように構成されてなる
   内燃機関の空気量推定装置。
   

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