JP4242331B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は内燃機関の制御装置に関する。

空燃比を目標空燃比に正確に一致させるためには、筒内に吸入される空気量である筒内吸入空気量、特に吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めることが必要である。そこで、スロットル弁下流の吸気通路を吸気管と称すると、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を吸気管についての計算モデルを用いて予測するようにした内燃機関が従来より知られている。

このような計算モデルを用いると計算を簡素化することができる。ところが、計算モデルによる計算結果には誤差が含まれるのが一般的であるので、この計算誤差を除去する必要がある。

スロットル開度に基づいて吸入空気量（ＫＬＣＲＴ）を算出し、この算出された吸入空気量（ＫＬＣＲＴ）から吸気弁閉弁時における吸入空気量（ＫＬＶＬＶ）を算出し、スロットル開度に基づき算出された吸入空気量（ＫＬＣＲＴ）だけ空気が吸気通路内を流通したときのエアフローメータの出力に相当する吸入空気量（ＫＬＣＲＴ４）を推定し、エアフローメータの出力から現在の吸入空気量（ＫＬＳＭ）を算出し、エアフローメータの出力から算出された吸入空気量（ＫＬＳＭ）を、吸気弁閉弁時における吸入空気量（ＫＬＶＬＶ）とエアフローメータの出力に相当する吸入空気量（ＫＬＣＲＴ４）との差だけ補正してシリンダに吸入される吸入空気量（ＫＬＦＷＤ）を算出し、この吸入空気量（ＫＬＦＷＤ）に基づいて機関制御を行う内燃機関が公知である（特許文献１参照）。

特開２００２−９７９９４号公報 特開２０００−３２０３９１号公報

ところで、例えばスロットル弁上流の吸気通路内に配置されたエアクリーナに目詰まりが生ずると、十分な量の空気を機関に供給できなくなる場合がある。そこで、スロットル弁上流の吸気通路を複数の吸気分流路に分割し、各吸気分流路内にエアクリーナを配置することが考えられている。この場合、各吸気分流路を流通する空気の量は必ずしも同一ではないので、筒内吸入空気量を正確に求めるためには、各吸気分流路内にエアフローメータを配置するのが好ましい。

しかしながら、上述の特許文献１では、エアフローメータが一つの場合における筒内吸入空気量の算出方法を開示するのみであり、エアフローメータが複数の場合には、筒内吸入空気量を算出するために新たな方法が必要となる。

そこで本発明は、複数の吸気分流路を備えた内燃機関において、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めて機関制御を正確に行うことができる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

前記課題を解決するために１番目の発明によれば、スロットル弁上流の吸気通路が複数の吸気分流路に分割されており、これら吸気分流路内にエアフローメータがそれぞれ配置されている内燃機関において、スロットル弁を通過する空気量であるスロットル弁通過空気量をスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、該算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求める推定手段と、吸気分流路内を流通した空気量をそれぞれ対応するエアフローメータの実際の出力からそれぞれ算出すると共に該算出された空気量の合計値であるエアフローメータ検出空気量合計値を算出する手段と、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値と該エアフローメータ検出空気量合計値とに基づいて算出する筒内吸入空気量算出手段と、該算出された筒内吸入空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備している。
また、２番目の発明によれば１番目の発明において、前記筒内吸入空気量算出手段は、スロットル弁下流の吸気通路内の圧力である吸気管圧力を前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出し、前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて吸気管圧力を算出し、前記筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出された吸気管圧力と前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて算出された吸気管圧力との差に基づいて算出する。

また、３番目の発明によれば１又は２番目の発明において、各エアフローメータが空気への放熱量に基づき空気量を検出する熱式エアフローメータから構成されており、前記推定手段は、前記算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された放熱量に基づき前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定する。

また、４番目の発明によれば３番目の発明において、前記推定手段は、前記エアフローメータの放熱量を対応する時定数でもってそれぞれ推定し、各時定数は対応するエアフローメータの出力電圧に基づいて算出される。

また、５番目の発明によれば前記課題を解決するために、スロットル弁上流の吸気通路が複数の吸気分流路に分割されており、これら吸気分流路内にエアフローメータがそれぞれ配置されている内燃機関において、スロットル弁を通過する空気量であるスロットル弁通過空気量をスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、該算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求める推定手段と、吸気分流路内を流通した空気量をそれぞれ対応するエアフローメータの実際の出力からそれぞれ算出すると共に該算出された空気量の合計値であるエアフローメータ検出空気量合計値を算出する手段と、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値と該エアフローメータ検出空気量合計値とに基づいて算出する筒内吸入空気量算出手段と、該算出された筒内吸入空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備している。
また、６番目の発明によれば５番目の発明において、前記筒内吸入空気量算出手段は、スロットル弁下流の吸気通路内の圧力である吸気管圧力を前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出し、前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて吸気管圧力を算出し、前記筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出された吸気管圧力と前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて算出された吸気管圧力との差に基づいて算出する。

また、７番目の発明によれば５又は６番目の発明において、各エアフローメータが空気への放熱量に基づき空気量を検出する熱式エアフローメータから構成されており、前記推定手段は、前記算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された放熱量に基づき前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定する。

また、８番目の発明によれば７番目の発明において、前記推定手段は、前記エアフローメータの放熱量を対応する時定数でもってそれぞれ推定し、各時定数は、前記エアフローメータの出力電圧の平均値に基づいて算出される。

また、９番目の発明によれば前記課題を解決するために、スロットル弁上流の吸気通路が複数の吸気分流路に分割されており、これら吸気分流路内にエアフローメータがそれぞれ配置されている内燃機関において、スロットル弁を通過する空気量であるスロットル弁通過空気量をスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、エアフローメータが故障したか否かを判断する手段と、すべてのエアフローメータが故障していないと判断されたときには、該算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求め、一部のエアフローメータが故障したと判断されたときには、該算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求める推定手段と、すべてのエアフローメータが故障していないと判断されたときには、吸気分流路内を流通した空気量をそれぞれ対応するエアフローメータの実際の出力からそれぞれ算出すると共に該算出された空気量の合計値であるエアフローメータ検出空気量合計値を算出し、一部のエアフローメータが故障したと判断されたときには、故障していないエアフローメータの実際の出力からエアフローメータ検出空気量合計値を算出する手段と、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値と該エアフローメータ検出空気量合計値とに基づいて算出する筒内吸入空気量算出手段と、該算出された筒内吸入空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備している。
また、１０番目の発明によれば９番目の発明において、前記筒内吸入空気量算出手段は、スロットル弁下流の吸気通路内の圧力である吸気管圧力を前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出し、前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて吸気管圧力を算出し、前記筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出された吸気管圧力と前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて算出された吸気管圧力との差に基づいて算出する。

また、１１番目の発明によれば９又は１０番目の発明において、各エアフローメータが空気への放熱量に基づき空気量を検出する熱式エアフローメータから構成されており、前記推定手段は、すべてのエアフローメータが故障していないと判断されたときには、前記算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定し、一部のエアフローメータが故障したと判断されたときには、前記算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定し、これら推定された放熱量に基づき前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定する。

複数の吸気分流路を備えた内燃機関において、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を正確に求めて機関制御を正確に行うことができる。

図１は本発明を火花点火式内燃機関に適用した場合を示している。しかしながら、本発明を圧縮着火式内燃機関に適用することもできる。

図１を参照すると、１は例えば四つの気筒を備えた機関本体、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は吸気弁、７は吸気ポート、８は排気弁、９は排気ポート、１０は点火栓をそれぞれ示す。吸気ポート７は対応する吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、サージタンク１２は吸気ダクト１３を介して複数、例えば二つの吸気分流管１３_１，１３_２に連結される。各吸気分流管１３_１，１３_２にはエアクリーナ１４_１，１４_２がそれぞれ取り付けられる。各吸気枝管１１内には燃料噴射弁１５が配置され、吸気ダクト１３内にはステップモータ１６により駆動されるスロットル弁１７が配置される。この場合、スロットル弁１７上流の吸気ダクト１３が複数の吸気分流管１３_１，１３_２に分割されているということにもなる。なお、本明細書では、スロットル弁１７下流の吸気ダクト１３、サージタンク１２、吸気枝管１１、及び吸気ポート７を吸気管ＩＭと称している。

一方、排気ポート１１は排気マニホルド１８及び排気管１９を介して触媒コンバータ２０に連結され、この触媒コンバータ２０は図示しないマフラを介して大気に連通される。

電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５及び出力ポート３６を具備する。スロットル弁１７にはスロットル開度θｔを検出するためのスロットル開度センサ４０が取り付けられる。また、各吸気分流管１３_１，１３_２には各吸気分流管１３_１，１３_２内を流通する吸入空気流量を検出するためのエアフローメータ４１_１，４１_２が取り付けられる。これらエアフローメータ４１_１，４１_２内には大気温度Ｔａ（Ｋ）を検出するための大気温センサがそれぞれ内蔵されている。更に、例えば吸気分流管１３_２には大気圧Ｐａ（ｋＰａ）を検出するための大気圧センサ４２が取り付けられる。アクセルペダル４３にはアクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣを検出するための負荷センサ４４が接続される。アクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣは要求負荷を表している。これらセンサ４０，４１_１，４１_２，４２，４４の出力信号はそれぞれ対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。更に入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば３０°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４５が接続される。ＣＰＵ３４ではクランク角センサ４５の出力パルスに基づいて機関回転数ＮＥが算出される。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火栓１０、燃料噴射弁１５、及びステップモータ１６にそれぞれ接続され、これらは電子制御ユニット３０からの出力信号に基づいて制御される。なお、エアフローメータ４１_ｊ（ｊ＝１，２）により検出される吸入空気流量をエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍ_ｊ（ｇ／ｓｅｃ）と称する。

空気は吸気分流管１３_１，１３_２内をそれぞれ流通し、次いで吸気ダクト１３内で合流する。このときの吸入空気全量に対する、各吸気分流管１３_１，１３_２内をそれぞれ流通する空気の量の割合を分流比と称すると、図１に示される内燃機関では吸気分流管１３_１，１３_２の分流比ｒ_１，ｒ_２（ｒ_ｊ＞０，Σｒ_ｊ＝１）がそれぞれ予め定められている。

図１に示される内燃機関では、燃料噴射量ＱＦは例えば次式（１）に基づいて算出される。

ＱＦ＝ｋＡＦ・ＫＬ （１）
ここで、ｋＡＦは空燃比設定係数を、ＫＬは機関負荷率（％）をそれぞれ示している。

空燃比設定係数ｋＡＦは目標空燃比を表す係数であり、目標空燃比が大きくなると即ちリーンになると小さくなり、目標空燃比が小さくなると即ちリッチになると大きくなる。この空燃比設定係数ｋＡＦは機関運転状態例えば要求負荷及び機関回転数の関数として予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

一方、機関負荷率ＫＬは各気筒の筒内に充填された空気の量を表すものであり、例えば次式（２）により定義される。

この式（２）において、Ｍｃは吸気行程完了時において各気筒の筒内に充填されている空気の量である筒内充填空気量（ｇ）を、ＤＳＰは機関の排気量（リットル）を、ＮＣＹＬは気筒数を、ρａｓｔｄは標準状態（１気圧、２５℃）における空気の密度（約１．２ｇ／リットル）を、それぞれ示している。これら定数をｋｋでもってひとまとめにして表すと、筒内充填空気量Ｍｃは次式（３）のようにも表される。

Ｍｃ＝ＫＬ／ｋｋ （３）
更に、吸気管ＩＭから筒内に吸入される空気の流量を筒内吸入空気流量ｍｃ（ｇ／ｓｅｃ）と称し、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気流量ｍｃを閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄ（ｇ／ｓｅｃ）と称すると、筒内充填空気量Ｍｃは次式（４）のようにも表される。

Ｍｃ＝ｍｃｆｗｄ・ｔｉｖ （４）
ここで、ｔｉｖは各気筒において吸気行程１回に要する時間（ｓｅｃ）を表している。

従って、実際の空燃比を目標空燃比に正確に一致させるためには、機関負荷率ＫＬ又は筒内充填空気量Ｍｃ又は閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを正確に求ればよいことになる。以下では、閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを求める場合を説明する。なお、吸気弁閉弁時は現在ないし計算時よりもある時間ｔｆｗｄだけ先であるので、本発明による実施例では時間ｔｆｗｄだけ先の筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを予測しているということになる。

次に、図３及び図４を参照しつつ図２を参照して本発明による実施例の閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄの予測方法をまず概略的に説明する。

吸気管ＩＭ内の圧力を吸気管圧力Ｐｍ（ｋＰａ）と称し、吸気弁閉弁時の吸気管圧力Ｐｍを閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄ（ｋＰａ）と称すると、本発明による実施例では閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄが予測され、予測された閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄと吸気弁モデルとから閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄが予測される。

閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄを求めるために、順モデルを用いることもできるし逆モデルを用いることもできる（後述する）。図２は順モデルを用いた場合を示しており、この場合には閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄは次式（５）に基づいて算出される。

Ｐｍｆｗｄ＝Ｐｍｖｌｖ＋（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ） （５）
ここで、Ｐｍｖｌｖは仮の閉弁時吸気管圧力（ｋＰａ）を、Ｐｍｃｒｔｓｍは後述するｍｔｔａｍｓｍから算出される現在の吸気管圧力（ｋＰａ）を、Ｐｍａｆｍはエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍ_ｊの合計値ｍｔａｆｍ（＝Σｍｔａｆｍ_ｊ）から算出される現在の吸気管圧力（ｋＰａ）を、それぞれ表している。

仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖには計算誤差が含まれており、この計算誤差は（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ）で表すことができる。そこで本発明による実施例では、仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖを（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ）でもって補正することにより、最終的な閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄを算出するようにしている。

仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖは次のようにして算出される。まず、吸気弁閉弁時のスロットル開度θｔである閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖが算出される。次いで、この閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖと、前回の処理サイクルで算出されたＰｍｖｌｖと、スロットルモデルとからｍｔｔａｍｖｌｖが算出される。スロットル弁１７を通過する空気流量をスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｇ／ｓｅｃ）と称すると、このｍｔｔａｍｖｌｖは吸気弁閉弁時のスロットル弁通過空気流量である閉弁時スロットル弁通過空気流量（ｇ／ｓｅｃ）を表している。次いで、閉弁時スロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍｖｌｖと吸気管モデルとから仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖが算出される。

一方、現在の吸気管圧力Ｐｍｃｒｔｓｍは次のようにして算出される。まず、スロットル開度センサ４０により検出された現在のスロットル開度θｔｃｒｔと、前回の処理サイクルで算出されたＰｍｃｒｔ（後述する）と、スロットルモデルとから、現在のスロットル開度θｔｃｒｔから算出される現在のスロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍ（ｇ／ｓｅｃ）が算出される。次いで、ｍｔｔａｍとＡＦＭ（エアフローメータ）モデルとからｍｔｔａｍｓｍが算出される。このｍｔｔａｍｓｍは、上述したｍｔｔａｍだけ空気が吸気通路内を流通したと仮定したときの、現在のエアフローメータ検出空気流量（ｇ／ｓｅｃ）の合計値を表している。次いで、このｍｔｔａｍｓｍと吸気管モデルとからＰｍｃｒｔｓｍが算出される。また、上述したｍｔｔａｍと吸気管モデルとからＰｍｃｒｔが算出される。このＰｍｃｒｔは、ｍｔｔａｍから算出される現在の吸気管圧力Ｐｍｃｒｔ（ｋＰａ）を表している。

更に、現在の吸気管圧力Ｐｍａｆｍはエアフローメータ検出空気流量合計値ｍｔａｆｍと吸気管モデルとから算出される。

このように本発明による実施例では、スロットルモデル、ＡＦＭモデル、吸気管モデル、及び吸気弁モデルといった計算モデルを用いて閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄ（ｇ／ｓｅｃ）が算出される。次に、これら計算モデルについて説明する。

まずスロットルモデルについて説明する。このスロットルモデルはスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出するのに用いられる。

図３に示されるように、スロットル弁１７上流の圧力及び温度を大気圧Ｐａ及び大気温度Ｔａとし、スロットル弁１７下流の圧力及び温度を吸気管圧力Ｐｍ及び吸気管温度Ｔｍと考えると、スロットル弁通過空気流量ｍｔはスロットル弁１７を通過する空気の線速度ｖｔ（ｍ／ｓｅｃ）を用いて次式（６）のように表される。

ｍｔ＝μｔ・Ａｔ・ｖｔ・ρｍ （６）
ここで、μｔはスロットル弁１７における流量係数を、Ａｔはスロットル弁１７の開口面積（ｍ^２）を、ρｍはスロットル弁１７下流即ち吸気管ＩＭ内における空気密度（ｋｇ／ｍ^３）を、それぞれ表している。

また、スロットル弁１７の前後における空気についてのエネルギ保存則は次式（７）で表される。

ｖ^２／２＋Ｃｐ・Ｔｍ＝Ｃｐ・Ｔａ （７）
更に、スロットル弁１７の無限遠上流では吸気管断面積が無限大でありかつ空気流速がゼロであることを考えると、スロットル弁１７前後における空気についての運動量保存則は次式（８）で表される。

ρｍ・ｖ^２＝Ｐａ−Ｐｍ （８）
従って、スロットル弁１７上流における状態方程式（Ｐａ＝ρａ・Ｒ・Ｔａ、ここでρａはスロットル弁１７上流即ち大気における空気密度（ｋｇ／ｍ^３））、及びスロットル弁１７下流における状態方程式（Ｐｍ＝ρｍ・Ｒ・Ｔｍ）と、上述の式（６）（７）（８）とから、スロットル弁通過空気流量ｍｔは次式（９）により表される。

なお、流量係数μｔ及び開口面積Ａｔはそれぞれスロットル開度θｔの関数として実験により予め求められており、図５（Ａ），（Ｂ）に示されるマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

ｍｔｔａｍｖｌｖを算出すべきときにはスロットルモデルにおいて（ｍｔ，θｔ，Ｐｍ）が（ｍｔｔａｍｖｌｖ，θｔｖｌｖ，Ｐｍｖｌｖ）とされ、ｍｔｔａｍを算出すべきときにはスロットルモデルにおいて（ｍｔ，θｔ，Ｐｍ）が（ｍｔｔａｍ，θｔｃｒｔ，Ｐｍｃｒｔ）とされる。

ここで、閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖの推定方法について簡単に説明する。本発明による実施例では、アクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣに基づいて基本目標スロットル開度が算出され、予め定められた遅延時間だけ経過するとこの基本目標スロットル開度が目標スロットル開度とされ、実際のスロットル開度がこの目標スロットル開度に一致するようにスロットル弁１７が制御される。言い換えると、目標スロットル開度はアクセルペダル４３の踏み込み量ＡＣＣの変化に対し遅延時間だけ遅延して変化される。このようにすると、現在の目標スロットル開度と、現在から遅延時間だけ先の時点における目標スロットル開度とがわかっているので、現在から遅延時間だけ先の時点までの間に実際のスロットル開度θｔがどのように変化するかがわかることになり、従って閉弁時スロットル開度θｔｖｌｖを推定できることになる。なお、遅延時間は上述した時間ｔｆｗｄがとりうる時間よりも長く設定されている。

次に、吸気管モデルについて説明する。この吸気管モデルは吸気管圧力Ｐｍ、吸気管温度Ｔｍ、及び圧力温度比ＰＢＹＴ（＝Ｐｍ／Ｔｍ）を算出するのに用いられる。

本発明による実施例の吸気管モデルでは、吸気管ＩＭについての質量保存則及びエネルギ保存則に着目している。即ち、図４に示されるように、吸気管ＩＭ内に流入する空気の流量はスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｇ／ｓｅｃ）であり、吸気管ＩＭから流出して筒内ＣＹＬ（図２）に流入する空気の流量は筒内吸入空気流量ｍｃであるから、吸気管ＩＭについての質量保存則及びエネルギ保存則は次式（１０），（１１）でそれぞれ表される。

ここで、Ｍｍは吸気管ＩＭ内に存在する空気の質量（ｇ）を、ｔは時間を、Ｖｍは吸気管ＩＭの容積（ｍ^３）を、Ｒは気体定数を、Ｔｅは排気マニホルド１８内の排気ガスの温度である排気管温度（Ｋ）を、それぞれ表している。更に、Ｃｖは空気の定容比熱を、Ｃｐは空気の定圧比熱をそれぞれ表している。

状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍｍ・Ｒ・Ｔｍ）、マイヤーの関係式（Ｃｐ＝Ｃｖ＋Ｒ）、及び比熱比κ（＝Ｃｐ／Ｃｖ）を用いると、上述の式（１０），（１１）はそれぞれ次式（１２），（１３）のように書き換えられる。

従って、これら式（１２），（１３）を逐次解いていけば、吸気管圧力Ｐｍ及び圧力温度比ＰＢＹＴを算出することができ、更に吸気管温度Ｔｍを算出することができる（Ｔｍ＝Ｐｍ／ＰＢＹＴ）。実際の計算では式（１２），（１３）は計算時間間隔Δｔ及び計算回数を表すパラメータｉを用いて次式（１４），（１５）のように表される。

ここで、比熱比κ、気体定数Ｒ、及び吸気管容積Ｖｍは一定値であり、大気温度Ｔａは大気温センサにより検出される。

式（１２），（１３）又は式（１４），（１５）における筒内吸入空気流量ｍｃは吸気弁モデルを用いて算出される。次に、吸気弁モデルについて説明する。

本発明による実施例の吸気弁モデルでは、筒内吸入空気流量ｍｃと吸気管圧力Ｐｍとの間に直線関係があることが理論的及び経験的に確かめられていることから、次式（１６）を用いて筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。

ｍｃ＝（Ｔａ／Ｔｍ）・（ｋａ・Ｐｍ−ｋｂ） （１６）
ここで、ｋａ，ｋｂは機関運転状態、例えば機関回転数に応じて定まる係数である。

Ｐｍｖｌｖを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔｔａｍｖｌｖ，ｍｃｖｌｖ，Ｐｍｖｌｖ，Ｔｍｖｌｖ）とされる。ここで、ｍｃｖｌｖ，Ｔｍｖｌｖはｍｔｔａｍｖｌｖから算出される吸気弁閉弁時の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。Ｐｍｃｒｔを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔｔａｍ，ｍｃｃｒｔ，Ｐｍｃｒｔ，Ｔｍｃｒｔ）とされる。ここで、ｍｃｃｒｔ，Ｔｍｃｒｔはｍｔｔａｍから算出される現在の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。Ｐｍｃｒｔｓｍを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔｔａｍｓｍ，ｍｃｃｒｔｓｍ，Ｐｍｃｒｔｓｍ，Ｔｍｃｒｔｓｍ）とされる。ここで、ｍｃｃｒｔｓｍ，Ｔｍｃｒｔｓｍはｍｔｔａｍｓｍから算出される現在の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。Ｐｍａｆｍを算出すべきときには吸気管モデル及び吸気弁モデルにおいて（ｍｔ，ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｔａｆｍ，ｍｃａｆｍ，Ｐｍａｆｍ，Ｔｍａｆｍ）とされる。ここで、ｍｃａｆｍ，Ｔｍａｆｍはｍｔａｆｍから算出される現在の筒内吸入空気流量及び吸気管温度をそれぞれ表している。

上述したように、最終的な閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄを算出するのにも吸気弁モデルが用いられる。この場合、（ｍｃ，Ｐｍ，Ｔｍ）が（ｍｃｆｗｄ，Ｐｍｆｗｄ，Ｔｍｆｗｄ）とされる。ここで、Ｔｍｆｗｄは吸気弁閉弁時の吸気管温度を表している。

次に、ＡＦＭモデルについて説明する。このＡＦＭモデルはｍｔｔａｍｓｍを算出するのに用いられる。

まず、エアフローメータ４１_１，４１_２について説明する。各エアフローメータ４１_１，４１_２は図６（Ａ）に示されるように、各吸気分流管１３_１，１３_２内を流通する空気の一部が導かれるバイパス流路４１ｂを備えた分流式エアフローメータから構成されている。この場合、各吸気分流管１３_１，１３_２内を流通する空気はバイパス流路４１ｂ内を流通するバイパス流ＦＢと、それ以外の主流路４１ｍ内を流通する主流ＦＭとにより構成されることとなり、主流ＦＭの流量は各吸気分流管１３_１，１３_２内を流通する空気の流量ないしスロットル弁通過空気流量ｍｔに相当する。各エアフローメータ４１_１，４１_２はまた熱式エアフローメータから構成されており、バイパス流路４１ｂ内に配置された吸気温度検出用抵抗４１ａ及び加熱用抵抗４１ｃとを備えている。これら抵抗４１ａ，４１ｃは図６（Ｂ）に示されるように、アルミナからなりかつ周囲に白金線が巻き付けられたボビン４１ｄを具備し、このボビン４１ｄはリード線４１ｅを介して支持体４１ｆにより支持されている。ボビン４１ｄはガラスコーティング４１ｇにより覆われている。加熱用抵抗４１ｃには、吸気温度検出用抵抗４１ａと加熱用抵抗４１ｃ間の温度差が一定に維持されるように電圧が印加される。このため、各吸気分流管１３_１，１３_２内を流通する空気の量が例えば増大すると、吸気温度検出用抵抗４１ａから空気への放熱量が増大し、その分だけ加熱用抵抗４１ｃへの印加電圧が増大する。従って、加熱用抵抗４１ｃへの印加電圧即ちエアフローメータ４１_１，４１_２の出力電圧に基づき、吸気分流管１３_１，１３_２内を流通する空気の量がわかることになる。

この場合、特に空気とボビン４１ｄ間及び空気と支持体４１ｆ間の熱伝導に起因して加熱用抵抗４１ｃから空気への放熱には遅れがあり、従ってエアフローメータ４１_１，４１_２の出力には応答遅れが存在しうる。そこで本発明による実施例のＡＦＭモデルでは、加熱用抵抗４１ｃからの放熱がボビン４１ｄからの放熱と支持体４１ｆからの放熱とからなると考え、これらボビン４１ｄ及び支持体４１ｆからの放熱量に着目している。

エアフローメータ４１_ｊについて、ボビン４１ｄからの放熱量であって応答遅れのない放熱量である完全放熱量をＷｂ_ｊ、応答遅れのある放熱量である応答放熱量をｗｂ_ｊで表し、支持体４１ｆからの完全放熱量をＷｓ_ｊ、応答放熱量をｗｓ_ｊで表すとすると、応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊは完全放熱量Ｗｂ_ｊ，Ｗｓ_ｊを一次遅れ処理することにより次式（１７），（１８）のように表される。

ｄｗｂ_ｊ／ｄｔ＝（Ｗｂ_ｊ−ｗｂ_ｊ）／τｂ_ｊ （１７）
ｄｗｓ_ｊ／ｄｔ＝（Ｗｓ_ｊ−ｗｓ_ｊ）／τｓ_ｊ （１８）
ここでτｂ_ｊはエアフローメータ４１_ｊのボビン４１ｄの応答放熱量ｗｂ_ｊについての時定数を、τｓ_ｊは支持体４１ｆの応答放熱量ｗｓ_ｊについての時定数を、それぞれ表している。実際の計算では式（１７），（１８）は計算時間間隔Δｔ及び計算回数を表すパラメータｉを用いて次式（１９），（２０）のように表される。

ｗｂ_ｊ（ｉ）＝Δｔ・（Ｗｂ_ｊ（ｉ）−ｗｂ_ｊ（ｉ））／τｂ_ｊ＋ｗｂ_ｊ（ｉ−１） （１９）
ｗｓ_ｊ（ｉ）＝Δｔ・（Ｗｓ_ｊ（ｉ）−ｗｓ_ｊ（ｉ））／τｓ_ｊ＋ｗｓ_ｊ（ｉ−１） （２０）
即ち、図７に示されるように、吸気ダクト１３内を空気がＧ（ｇ／ｓｅｃ）だけ流通したときのエアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍ（ｇ／ｓｅｃ）には応答遅れが存在する。本発明による実施例では、ＧからＧｍを算出するモデルを順モデルと称し、ＧｍからＧを算出するモデルを逆モデルと称している。

順モデルを用いた場合のＡＦＭモデルでは、吸気ダクト１３内を流通する空気流量がＧであると仮定したときのエアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍが推定される。この場合、各吸気分流管１３_ｊ内を流通する空気流量Ｇ_ｊ（ｇ／ｓｅｃ）は分流比ｒ_ｊを用いて次式（２１）で表される。

Ｇ_ｊ＝Ｇ・ｒ_ｊ （２１）
次に、エアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍの推定方法を説明する。まず、各吸気分流管１３_ｊ内を流通する空気流量がＧ_ｊであるときのボビン４１ｄ及び支持体４１ｆからの完全放熱量Ｗｂ_ｊ，Ｗｓ_ｊがそれぞれ算出される。空気流量Ｇ _ｊ と完全放熱量Ｗｂ _ｊ ，Ｗｓ _ｊ との関係は図８（Ａ），（Ｂ）のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。

次いで、時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊがエアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊに基づいて算出される。エアフローメータ出力電圧ｖ _ｊ と時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊとの関係は図８（Ｃ），（Ｄ）のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。次いで、式（１９），（２０）から応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊが算出される。次いで、応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊの和である応答放熱総量ｗ_ｊ（＝ｗｂ_ｊ＋ｗｓ_ｊ）が算出される。次いで、応答放熱総量ｗ_ｊから各エアフローメータ検出空気流量Ｇｍ_ｊが算出される。応答放熱総量ｗ _ｊ とエアフローメータ検出空気流量Ｇｍ _ｊ との関係は例えば図８（Ｅ）のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。

次いで、エアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍ（＝ΣＧｍ_ｊ）が算出される。従って、各吸気分流管１３_ｊ内を流通する空気流量がＧ_ｊであると仮定したときの各エアフローメータ検出空気流量Ｇｍ_ｊを推定しているということにもなる。

ｍｔｔａｍｓｍを算出すべきときにはＡＦＭモデルにおいて（Ｇ，Ｇｍ）が（ｍｔｔａｍ，ｍｔｔａｍｓｍ）とされる。

このように、ＡＦＭモデルから算出されるｍｔｔａｍｓｍ及びエアフローメータ検出空気流量合計値ｍｔａｆｍは共に応答遅れを含んでおり、即ち同応答化されている。従って、ｍｔｔａｍｓｍから算出されるＰｍｃｒｔｓｍと、ｍｔａｆｍから算出されるＰｍａｆｍも同応答化されている。このため、これらＰｍａｆｍ，Ｐｍｃｒｔｓｍの差（Ｐｍａｆｍ−Ｐｍｃｒｔｓｍ）は計算モデルの誤差を表している。その結果、式（５）から算出されるＰｍｆｗｄは正確に閉弁時吸気管圧力を表しているということになる。また、放熱量の次元で応答遅れ補償が行われるので、閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄを正確に算出できる。

一方、上述したエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍ_ｊは図８（Ｆ）のマップを用いて算出される。即ち、エアフローメータ４１_ｊの実際の出力電圧ｖ _ｊ から算出された空気流量ｇ_ｊがエアフローメータ４１_ｊのエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍ_ｊとされる。

図９は本発明による実施例の燃料噴射量ＱＦの算出ルーチンを示している。このルーチンは予め定められた設定時間毎の割り込みによって実行される。

図９を参照すると、ステップ１００ではＰｍｖｌｖが算出され、続くステップ１０１ではＰｍｃｒｔｓｍが算出され、続くステップ１０２ではＰｍａｆｍが算出される。続くステップ１０３では式（５）から閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄが算出され、続くステップ１０４では閉弁時筒内吸入空気流量ｍｃｆｗｄが算出され、続くステップ１０５では機関負荷率ＫＬが算出される。続くステップ１０６では燃料噴射量ＱＦが算出される。

図１０は本発明による実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示している。このルーチンは図９のステップ１０１内で実行される。

図１０を参照すると、ステップ１１０では各吸気分流管１３_ｊ内を流通した空気流量Ｇ_ｊ（ｊ＝１，２）が式（２１）から算出される。続くステップ１１１では、完全放熱量Ｗｂ_ｊ，Ｗｓ_ｊが空気流量Ｇ_ｊと、図８（Ａ），（Ｂ）のマップでそれぞれ定義される関数ｆ_Ａ，ｆ_Ｂとからそれぞれ算出される。続くステップ１１２では時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊがエアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊと、図８（Ｃ），（Ｄ）のマップでそれぞれ定義される関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとからそれぞれ算出される。続くステップ１１３では、式（１９），（２０）から応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊが算出される。続くステップ１１４では、応答放熱総量ｗ_ｊ（＝ｗｂ_ｊ＋ｗｓ_ｊ）が算出される。続くステップ１１５では、エアフローメータ検出空気流量Ｇｍ_ｊが応答放熱総量ｗ_ｊと、図８（Ｅ）のマップで定義される関数ｆ_Ｅとから算出される。続くステップ１１６では、エアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍが算出される（Ｇｍ＝ΣＧｍ_ｊ）。図９のステップ１０１では、ｍｔｔａｍがＧとされ、図１０のステップ１１６で算出されたＧｍがｍｔｔａｍｓｍとされる。

図１０のルーチンを図１１のように変更してもよい。この図１１のルーチンは図１０のステップ１１２がステップ１１２ａに置換されている点を除いて、図１０のルーチンと同じである。

ステップ１１２ａでは、ステップ１１０で算出された空気流量Ｇ_ｊに対応するエアフローメータ出力電圧Ｖ_ｊが図８（Ｆ）のマップで定義される関数ｆ_Ｆから算出される。次いで、このエアフローメータ出力電圧Ｖ_ｊと関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとから時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊが算出される。

次に、本発明による別の実施例を説明する。

本発明による別の実施例では、流量Ｇの空気が各吸気分流管１３_ｊをほぼ均等に流通したと仮定したときの各エアフローメータ検出空気流量Ｇｍ_ｊが推定され、エアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍ（＝ΣＧｍ_ｊ）が推定される。この場合、ｎ個の吸気分流管１３_ｊ及びエアフローメータ４１_ｊ（ｊ＝１，２，…，ｎ）が設けられているとすると、各吸気分流管１３_ｊ内を流通する空気流量Ｇ_ｊは互いにほぼ等しいのでこれをＧｘ（ｇ／ｓｅｃ）で表せば、Ｇｘは次式（２２）で表される。

Ｇｘ＝Ｇ／ｎ （２２）
また、エアフローメータ４１_ｊの完全放熱量Ｗｂ_ｊ，Ｗｓ_ｊ、応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊ、時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊ，応答放熱総量ｗ_ｊ、エアフローメータ検出空気流量Ｇｍ_ｊ（ｊ＝１，２，…，ｎ）も互いにほぼ等しいので、これらを順に、Ｗｂｘ，Ｗｓｘ，ｗｂｘ，ｗｓｘ，τｂｘ，τｓｘ，ｗｘ，Ｇｍｘで表すものとする。

図１２は本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示している。図１２のルーチンも図１０のルーチンと同様に、図９のステップ１０１内で実行される。

図１２を参照すると、まずステップ１２０では各吸気分流管１３_ｊ内を流通した空気流量Ｇｘが式（２２）から算出される。続くステップ１２１では、完全放熱量Ｗｂｘ，Ｗｓｘが空気流量Ｇｘと関数ｆ_Ａ，ｆ_Ｂとからそれぞれ算出される。続くステップ１２２ではエアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊの平均値ｖａ（＝Σｖ_ｊ／ｎ）が算出される。次いで、出力電圧平均値ｖａと関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとから時定数τｂｘ，τｓｘがそれぞれ算出される。続くステップ１２３では、式（１９），（２０）から応答放熱量ｗｂｘ，ｗｓｘが算出される。続くステップ１２４では、応答放熱総量ｗｘ（＝ｗｂｘ＋ｗｓｘ）が算出される。続くステップ１２５では、エアフローメータ検出空気流量Ｇｍｘが関数ｆ_Ｅから算出される。続くステップ１２６では、エアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍが算出される（Ｇｍ＝Ｇｍｘ・ｎ）。

図１２のルーチンを図１３又は図１４のように変更してもよい。

図１３のルーチンは図１２のステップ１２２がステップ１２２ａに置換されている点を除いて、図１２のルーチンと同じである。このステップ１２２ａでは、エアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊと関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとから時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊがそれぞれ算出される。次いで、時定数τｂｘ，τｓｘが時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊの平均値（＝Στｂ_ｊ／ｎ，Στｓ_ｊ／ｎ）の形でそれぞれ算出される。

図１４のルーチンは図１２のステップ１２２がステップ１２２ｂに置換されている点を除いて、図１２のルーチンと同じである。このステップ１２２ｂでは、ステップ１２０で算出された空気流量Ｇｘに対応するエアフローメータ出力電圧Ｖｘが関数ｆ_Ｆから算出される。次いで、このエアフローメータ出力電圧Ｖｘと関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとから時定数τｂｘ，τｓｘがそれぞれ算出される。

次に、本発明による更に別の実施例を説明する。

上述した例えば図１０に示される実施例では、エアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊから時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊが算出される。

このため、いずれか一つのエアフローメータ４１_ｊが故障すると、当該エアフローメータ４１_ｊの時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊを算出することができなくなり、従って空気流量Ｇｍを正確に算出することができなくなる。

そこで、本実施例では、エアフローメータ４１_ｊが故障したか否かを判断し、一部のエアフローメータ４１_ｊが故障したと判断されたときには、流量Ｇの空気が各吸気分流管１３_ｊをほぼ均等に流通したと仮定し、このときの各エアフローメータ検出空気流量Ｇｍ_ｊを推定し、エアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍ（＝ΣＧｍ_ｊ）を推定するようにしている。

図１５は本発明による更に別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示している。図１５のルーチンも図１０のルーチンと同様に、図９のステップ１０１内で実行される。

図１５を参照すると、まずステップ１３０では各吸気分流管１３_ｊ内を流通した空気流量Ｇｘが式（２２）から算出される。続くステップ１３１では、エアフローメータ４１_ｊが故障しているか否かが判別される。例えばエアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊが予め定められた下限値よりも低いときにエアフローメータ４１_ｊが故障していると判断できる。すべてのエアフローメータ４１_ｊが故障していないと判断されたときには次いでステップ１３２に進み、完全放熱量Ｗｂｘ，Ｗｓｘが空気流量Ｇｘと関数ｆ_Ａ，ｆ_Ｂとからそれぞれ算出される。続くステップ１３３ではエアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊの平均値ｖａ（＝Σｖ_ｊ／ｎ）が算出される。次いで、出力電圧平均値ｖａと関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとから時定数τｂｘ，τｓｘがそれぞれ算出される。次いでステップ１３７に進む。

これに対し、少なくとも一つのエアフローメータ４１_ｊが故障していると判断されたときには次いでステップ１３４に進み、パラメータｍ，ｈが決定される。ここで、ｍは故障していないエアフローメータ４１_ｊの数を、ｈは故障していないエアフローメータ４１_ｊの符号ｊをそれぞれ表している（ｍ，ｈ＝１，２，…，ｎ）。

続くステップ１３５では、完全放熱量Ｗｂｘ，Ｗｓｘが空気流量Ｇｘと関数ｆ_Ａ，ｆ_Ｂとからそれぞれ算出される。続くステップ１３６では故障していないエアフローメータ４１_ｈの出力電圧ｖ_ｈの平均値ｖａ（＝Σｖ_ｈ／ｍ）が算出される。次いで、出力電圧平均値ｖａと関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとから時定数τｂｘ，τｓｘがそれぞれ算出される。次いでステップ１３７に進む。

ステップ１３７では、式（１９），（２０）から応答放熱量ｗｂｘ，ｗｓｘが算出される。続くステップ１３８では、応答放熱総量ｗｘ（＝ｗｂｘ＋ｗｓｘ）が算出される。続くステップ１３９では、エアフローメータ検出空気流量Ｇｍｘが関数ｆ_Ｅから算出される。続くステップ１４０では、エアフローメータ検出空気流量合計値Ｇｍが算出される（Ｇｍ＝Ｇｍｘ・ｎ）。

なお、一部のエアフローメータ４１_ｊが故障していると判断されたときには、エアフローメータ検出空気流量合計値ｍｔａｆｍ（図２参照）は、故障していないエアフローメータ４１_ｈのエアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍ_ｈの平均値（＝Σｍｔａｆｍ_ｈ／ｍ）をｎ倍したものとして算出される。

図１５のルーチンを図１６のように変更してもよい。この図１６のルーチンは図１５のステップ１３６がステップ１３６ａに置換されている点を除いて、図１５のルーチンと同じである。

ステップ１３６ａでは、ステップ１３０で算出された空気流量Ｇｘに対応するエアフローメータ出力電圧Ｖｘが関数ｆ_Ｆから算出される。次いで、このエアフローメータ出力電圧Ｖｘと関数ｆ_Ｃ，ｆ_Ｄとから時定数τｂｘ，τｓｘがそれぞれ算出される。

なお、図１５，１６のステップ１３２，１３３は図１２のステップ１２１，１２２に相当するものであり、従ってこれらステップ１３２，１３３を図１３又は図１４のように変更することもできる。

次に、図１７を参照しながら、逆モデルを用いて閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄを算出する場合を説明する。この場合には閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄは次式（２３）に基づいて算出される。

Ｐｍｆｗｄ＝Ｐｍｖｌｖ＋（Ｐｍｃｒｔ−Ｐｍｃｒｔ’） （２３）
ここで、Ｐｍｖｌｖ，Ｐｍｃｒｔは図２を参照して上述した順モデルの場合と同様である。Ｐｍｃｒｔ’は空気流量ｍｔｔａｍ’（ｇ／ｓｅｃ）から算出される現在の吸気管圧力（ｋＰａ）を表している。

逆モデルを用いる場合には、各エアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍ_ｊとＡＦＭモデルとからスロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍ’が算出され、このスロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍ’と吸気管モデルとからＰｍｃｒｔ’が算出される。

各エアフローメータ検出空気流量ｍｔａｆｍ_ｊは図７の空気流量Ｇｍに対応し、スロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍ’は図７の空気流量Ｇに対応する。即ち、スロットル弁通過空気流量ｍｔｔａｍ’は応答遅れを含んでおらず、従って吸気管圧力Ｐｍｃｒｔ’も応答遅れを含んでいない。一方、空気流量ｍｔｔａｍから算出される吸気管圧力Ｐｍｃｒｔも応答遅れを含んでおらず、従ってＰｍｃｒｔ’およびＰｍｃｒｔは同応答化されている。これらの差（Ｐｍｃｒｔ−Ｐｍｃｒｔ’）は計算モデルの誤差を表している。そこで、逆モデルを用いる場合には、仮の閉弁時吸気管圧力Ｐｍｖｌｖを（Ｐｍｃｒｔ−Ｐｍｃｒｔ’）でもって補正することにより、最終的な閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄを算出するようにしている。

逆モデルを用いた場合のＡＦＭモデルでは、各吸気分流管１３_ｊ内を流通する空気流量がＧｍ_ｊであるときの吸気ダクト１３内を流通する空気流量Ｇが推定される。

具体的には、まず各吸気分流管１３_ｊ内を流通する空気流量がＧｍ_ｊであるときの応答放熱総量ｗ_ｊが図８（Ｅ）のマップから算出される。次いで、ボビン４１ｄ及び支持体４１ｆからの応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊがそれぞれ算出される。これら応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊは例えば応答放熱総量ｗ_ｊに予め定められた係数ｋｗｂ，ｋｗｓ（ｋｗｂ，ｋｗｓ＞０，ｋｗｂ＋ｋｗｓ＝１）を乗算することによって算出できる（ｗｂ_ｊ＝ｗ_ｊ・ｋｗｂ，ｗｓ_ｊ＝ｗ_ｊ・ｋｓｂ）。次いで、時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊがエアフローメータ４１_ｊの出力電圧ｖ_ｊと、図８（Ｃ），（Ｄ）のマップとから算出される。次いで、完全放熱量Ｗｂ_ｊ，Ｗｓ_ｊが次式（２４），（２５）から算出される。

Ｗｂ_ｊ（ｉ）＝ｗｂ_ｊ（ｉ）＋τｂ_ｊ・（ｗｂ_ｊ（ｉ）−ｗｂ_ｊ（ｉ−１））／Δｔ （２４）
Ｗｓ_ｊ（ｉ）＝ｗｓ_ｊ（ｉ）＋τｓ_ｊ・（ｗｓ_ｊ（ｉ）−ｗｓ_ｊ（ｉ−１））／Δｔ （２５）
これら式（２４），（２５）は式（１９），（２０）から得ることができる。

次いで、完全放熱量Ｗｂ_ｊ，Ｗｓ_ｊの和である完全放熱総量Ｗ_ｊ（＝Ｗｂ_ｊ＋Ｗｓ_ｊ）が算出される。次いで、空気流量Ｇ _ｊ が算出される。完全放熱総量Ｗ _ｊ と空気流量Ｇ _ｊ との関係は例えば図１８のマップの形で予め求められており、ＲＯＭ３２内に予め記憶されている。次いで空気流量合計値Ｇが算出される（Ｇ＝ΣＧ _ｊ ）。

図１９は逆モデルを用いた場合の燃料噴射量ＱＦの算出ルーチンを示している。このルーチンは図９のステップ１０１，１０２，１０３がそれぞれ１０１ａ，１０２ａ，１０３ａに置換されている点を除いて図９のルーチンと同じである。

ステップ１０１ａではＰｍｃｒｔが算出され、続くステップ１０２ａではＰｍｃｒｔ’が算出され、続くステップ１０３ａでは式（２３）から閉弁時吸気管圧力Ｐｍｆｗｄが算出される。

図２０は逆モデルを用いた場合の空気流量Ｇの算出ルーチンを示している。このルーチンは図１９のステップ１０２ａ内で実行される。

図２０を参照すると、ステップ１５０では各エアフローメータ４１_ｊ（ｊ＝１，２）の応答放熱総量ｗ_ｊが算出される。続くステップ１５１では、応答放熱量ｗｂ_ｊ，ｗｓ_ｊがそれぞれ算出される。続くステップ１５２では時定数τｂ_ｊ，τｓ_ｊが算出される。続くステップ１５３では完全放熱量Ｗｂ_ｊ，Ｗｓ_ｊが式（２４），（２５）から算出される。続くステップ１５４では完全放熱総量Ｗ_ｊ が算出される。続くステップ１５５では完全放熱総量Ｗ_ｊと、図１８のマップで定義される関数ｆ_Ｇとから空気流量Ｇ_ｊが算出される。続くステップ１５６では空気流量合計値Ｇが算出される（Ｇ＝ΣＧ_ｊ）。図１９のステップ１０２ａでは、ｍｔａｆｍ_ｊがＧｍ_ｊとされ、図２０のステップ１５６で算出されたＧがｍｔｔａｍ’とされる。

内燃機関の全体図である。 本発明による実施例の順モデルを用いた場合を説明するための図である。 スロットルモデルを説明するための図である。 吸気管モデルを説明するための図である。 スロットル弁の流量係数μｔ及び開口面積Ａｔを示す線図である。 エアフローメータの詳細図である。 順モデル及び逆モデルを説明するための図である。 空気流量Ｇ _ｊ 等を示す線図である。 燃料噴射量ＱＦの算出ルーチンを示すフローチャートである。 空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による実施例の逆モデルを用いた場合を説明するための図である。 空気流量Ｇ _ｊ を示す線図である。 本発明による別の実施例の燃料噴射量ＱＦの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の空気流量Ｇｍの算出ルーチンを示すフローチャートである。

符号の説明

１ 機関本体
１３_１，１３_２ 吸気分流管
１５ 燃料噴射弁
１７ スロットル弁
４１_１，４１_２ エアフローメータ

Claims (11)

1. スロットル弁上流の吸気通路が複数の吸気分流路に分割されており、これら吸気分流路内にエアフローメータがそれぞれ配置されている内燃機関において、スロットル弁を通過する空気量であるスロットル弁通過空気量をスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、該算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求める推定手段と、吸気分流路内を流通した空気量をそれぞれ対応するエアフローメータの実際の出力からそれぞれ算出すると共に該算出された空気量の合計値であるエアフローメータ検出空気量合計値を算出する手段と、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値と該エアフローメータ検出空気量合計値とに基づいて算出する筒内吸入空気量算出手段と、該算出された吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備した制御装置。
2. 前記筒内吸入空気量算出手段は、スロットル弁下流の吸気通路内の圧力である吸気管圧力を前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出し、前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて吸気管圧力を算出し、前記吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出された吸気管圧力と前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて算出された吸気管圧力との差に基づいて算出する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 各エアフローメータが空気への放熱量に基づき空気量を検出する熱式エアフローメータから構成されており、前記推定手段は、前記算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された放熱量に基づき前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定する請求項１又は２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記推定手段は、前記エアフローメータの放熱量を対応する時定数でもってそれぞれ推定し、各時定数は対応するエアフローメータの出力電圧に基づいて算出される請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
5. スロットル弁上流の吸気通路が複数の吸気分流路に分割されており、これら吸気分流路内にエアフローメータがそれぞれ配置されている内燃機関において、スロットル弁を通過する空気量であるスロットル弁通過空気量をスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、該算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求める推定手段と、吸気分流路内を流通した空気量をそれぞれ対応するエアフローメータの実際の出力からそれぞれ算出すると共に該算出された空気量の合計値であるエアフローメータ検出空気量合計値を算出する手段と、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値と該エアフローメータ検出空気量合計値とに基づいて算出する筒内吸入空気量算出手段と、該算出された吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備した制御装置。
6. 前記筒内吸入空気量算出手段は、スロットル弁下流の吸気通路内の圧力である吸気管圧力を前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出し、前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて吸気管圧力を算出し、前記吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出された吸気管圧力と前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて算出された吸気管圧力との差に基づいて算出する請求項５に記載の内燃機関の制御装置。
7. 各エアフローメータが空気への放熱量に基づき空気量を検出する熱式エアフローメータから構成されており、前記推定手段は、前記算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された放熱量に基づき前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定する請求項５又は６に記載の内燃機関の制御装置。
8. 前記推定手段は、前記エアフローメータの放熱量を対応する時定数でもってそれぞれ推定し、各時定数は、前記エアフローメータの出力電圧の平均値に基づいて算出される請求項７に記載の内燃機関の制御装置。
9. スロットル弁上流の吸気通路が複数の吸気分流路に分割されており、これら吸気分流路内にエアフローメータがそれぞれ配置されている内燃機関において、スロットル弁を通過する空気量であるスロットル弁通過空気量をスロットル開度に基づいて算出する算出手段と、エアフローメータが故障したか否かを判断する手段と、すべてのエアフローメータが故障していないと判断されたときには、該算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求め、一部のエアフローメータが故障したと判断されたときには、該算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときに前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定すると共に、これら推定された吸入空気量の合計値を求める推定手段と、すべてのエアフローメータが故障していないと判断されたときには、吸気分流路内を流通した空気量をそれぞれ対応するエアフローメータの実際の出力からそれぞれ算出すると共に該算出された空気量の合計値であるエアフローメータ検出空気量合計値を算出し、一部のエアフローメータが故障したと判断されたときには、故障していないエアフローメータの実際の出力からエアフローメータ検出空気量合計値を算出する手段と、吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値と該エアフローメータ検出空気量合計値とに基づいて算出する筒内吸入空気量算出手段と、該算出された吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量に基づいて機関制御を行う制御手段とを具備した制御装置。
10. 前記筒内吸入空気量算出手段は、スロットル弁下流の吸気通路内の圧力である吸気管圧力を前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出し、前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて吸気管圧力を算出し、前記吸気弁閉弁時における筒内吸入空気量を、前記推定された吸入空気量の合計値に基づいて算出された吸気管圧力と前記エアフローメータ検出空気量合計値に基づいて算出された吸気管圧力との差に基づいて算出する請求項９に記載の制御装置。
11. 各エアフローメータが空気への放熱量に基づき空気量を検出する熱式エアフローメータから構成されており、前記推定手段は、すべてのエアフローメータが故障していないと判断されたときには、前記算出されたスロットル弁通過空気量のうちそれぞれ対応する分流比に応じて定まる量ずつ空気が吸気分流路をそれぞれ流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定し、一部のエアフローメータが故障したと判断されたときには、前記算出されたスロットル弁通過空気量の空気が各吸気分流路をほぼ均等に流通したと仮定したときのエアフローメータの放熱量をそれぞれ推定し、これら推定された放熱量に基づき前記エアフローメータの出力から算出されるはずの吸入空気量をそれぞれ推定する請求項９又は１０に記載の内燃機関の制御装置。

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