JP4737191B2 - 吸気通路容積算出装置 - Google Patents

Description

本発明は、吸気通路容積、特にスロットル弁下流側の吸気通路容積を算出するための吸気通路容積算出装置に関する。

混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、内燃機関の気筒内に供給された空気量（以下、「筒内充填空気量」と称す）を正確に把握することが必要である。通常、筒内充填空気量は、エアフロメータ等の多数のセンサ、及びこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内充填空気量を推定する場合、推定される筒内充填空気量の値をより正確なものにするためには、必要なマップの数及びその引数の数が多くなり、適合作業の工数も増大してしまう。

そこで、近年、マップを用いずに様々なモデルを用いて、数値計算により筒内充填空気量を算出することが提案されている。このように数値計算を多用することにより必要なマップの数が減少せしめられ、これにより適合作業を行う際の工数を大幅に削減しながらも、筒内充填空気量を正確に算出することができる。

このようなモデルの一つにスロットル通過空気流量と、吸気管内圧力と、吸気管内温度とに基づいて筒内充填空気量を算出するモデルが挙げられる（例えば、特許文献１）。この筒内充填空気量の算出には、定数として、スロットル弁下流側の吸気通路、すなわちスロットル弁から吸気弁までの吸気枝管、サージタンク、吸気管等の部分の容積が用いられる。

特開２００５−９０４３７号公報 特開２００５−２４８９４３号公報 特開２００６−２２６７６号公報

ところで、特許文献１に開示されたモデルではスロットル弁下流側の吸気通路の容積を定数として用いているが、このモデル式で用いられる吸気通路の容積は実際の吸気通路の容積とは必ずしも一致せず、よって上記モデルにおいて有効な吸気通路の容積を厳密に求めることは困難である。また、実際の吸気通路の容積自体も、製品間でのばらつき、吸気通路を画成する配管等の熱膨張、吸気ポート燃料噴射の場合における吸気ポート内へのデポジットの堆積等によって経時変化する場合がある。このため、上記モデルにおいて用いられる吸気通路の容積に誤差が生じてしまう場合がある。

そこで、本発明の目的は、スロットル弁下流側の吸気通路の容積を正確に算出することができる吸気通路容積算出装置を提供することにある。

上記課題を解決するために、第１の発明では、吸気弁を駆動する吸気弁電磁駆動装置を具備する内燃機関のスロットル弁下流側の吸気通路の容積を算出する吸気通路容積算出装置において、スロットル弁下流側の吸気通路内の圧力変化率と、スロットル弁通過空気流量と、全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値とに基づいて上記吸気通路の容積を算出する。
第１の発明によれば、全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値に基づいてスロットル弁下流側の吸気通路の容積が算出される。全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値は全気筒内への筒内吸入空気流量に比例するため、この比例関係を考慮することによりスロットル弁下流側の吸気通路の容積を正確に算出することができる。

第２の発明では、第１の発明において、スロットル弁下流側の吸気通路の圧力変化率と該吸気通路の容積とスロットル弁通過空気流量と筒内吸入空気流量との関係式を使用し、全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値が第一合計値となった時に上記関係式を用いて算出される全気筒内への筒内吸入空気流量と、上記合計値が上記第一合計値とは異なる第二合計値となった時に上記関係式を用いて算出される全気筒内への筒内吸入空気流量との比が、上記第一合計値と第二合計値との比に等しいとして、スロットル弁下流の吸気通路の容積を算出する。

第３の発明では、第２の発明において、上記第一合計値は特定気筒の吸気弁開弁中における吸気弁電磁駆動装置に加えられる電圧又は電流の最大値であり、上記第二合計値は該特定気筒の吸気弁開弁中における吸気弁電磁駆動装置に加えられる電圧又は電流の最小値である。

第４の発明では、第２又は第３の発明において、Ｖｍをスロットル弁下流側の吸気通路の容積、Ｒａを気体定数、Ｔｍを上記吸気通路内の温度、Ｖ_lを上記第一合計値、Ｖ_hを上記第二合計値、ΔＰｍ_l及びｍｔ_lを全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値が第一合計値となった時の吸気通路の圧力変化率及びスロットル通過空気流量、ΔＰｍ_h及びｍｔ_hを全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値が第二合計値となった時の吸気通路の圧力変化率及びスロットル通過空気流量とすると、上記吸気管部分の容積が下記式（２）により算出される。

本発明によれば、スロットル弁下流側の吸気通路の容積を正確に算出することができる。

以下、図面を参照して本発明の実施形態について説明する。図１に概略的に示した機関本体１は筒内噴射型火花点火式内燃機関を示す。しかしながら、本発明を別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に適用してもよい。

図１に示したように、本発明の実施形態では機関本体１はシリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には各気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４内壁面周辺部には燃料噴射弁１１が配置される。また吸気弁６はカム等を用いずに電磁式に吸気弁６を駆動する駆動装置１２に連結される。

各気筒の吸気ポート７は吸気枝管１３を介してサージタンク１４に連結され、サージタンク１４は吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。吸気管１５内にはステップモータ１７によって駆動されるスロットル弁１８が配置される。また、スロットル弁１８上流の吸気管１５には、吸気管１５を通過する空気（吸気ガス）の流量を検出するためのエアフロメータ１９が配置される。一方、各気筒の排気ポート９は排気管２０に連結され、この排気管２０は排気浄化装置２１に連結される。なお、以下の説明では、スロットル弁下流側の吸気通路、すなわちスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気枝管１３、サージタンク１４、吸気管１６等の部分を吸気管部分２２と称す。

電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６および出力ポート３７を具備する。サージタンク１４には、吸気管内の空気（吸気ガス）の圧力を検出するための吸気管内圧力センサ４０および吸気管内の空気の温度を検出するための吸気管内温度センサ４１が設けられており、これら吸気管内圧力センサ４０および吸気管内温度センサ４１はそれぞれ吸気管内圧力および吸気管内温度に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。

また、スロットル弁１８の開度を検出するためのスロットル開度センサ４２と、内燃機関の周囲の大気温度、または吸気管１５に吸入される空気の温度（吸気温）を検出するための大気温度センサ４３と、内燃機関の周囲の大気圧力、または吸気管１５に吸入される空気の圧力（吸気圧）を検出するための大気圧センサ４４とが設けられ、これらセンサの出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、アクセルペダル４５にはアクセルペダル４５の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４６が接続され、負荷センサ４６の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。クランク角センサ４７は例えばクランクシャフトが３０度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５ではこのクランク角センサ４７の出力パルスから機関回転数が計算される。一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１、吸気弁電磁駆動装置１２およびステップモータ１７に接続される。

ところで、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室５内に充填されている空気（吸気ガス）の量（以下、「筒内充填空気量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内充填空気量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁から内燃機関の燃焼室５（または吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内充填空気量Ｍｃを正確に推定する必要がある。

通常、筒内充填空気量Ｍｃは、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いると、マップを保存するためのＥＣＵのＲＯＭを記憶容量の大きいものにしなければならず、内燃機関の製造コストが高くなってしまう。さらに、マップの数およびその引数の数が多くなると適合作業の工数も増大してしまう。

そこで、一部の内燃機関では、マップを用いずに様々な数値計算モデルを用いて、数値計算により筒内充填空気量Ｍｃを算出するようにしている。このような内燃機関では、数値計算を多用することにより必要なマップの数を極力減らすようにしており、これにより適合作業を行う際の工数を大幅に削減しながらも、筒内充填空気量Ｍｃを正確に算出することができる。このようなモデルとしては、例えば後述する筒内充填空気量モデルＭ１０が挙げられる。

ところで、上述したような数値計算モデルでは、定数として、吸気管部分２２の容積Ｖｍが用いられる。ところが、このモデルで用いられる吸気管部分２２の容積Ｖｍは実際の吸気管部分２２の容積とは必ずしも一致せず、モデルにおいて有効な吸気管部分２２の容積Ｖｍを設計値等から厳密に求めることは困難である。また、実際の吸気管部分２２の容積自体も、製品間でのばらつき、吸気管部分２２の熱膨張、吸気ポート燃料噴射の場合における吸気ポート内へのデポジットの堆積等によって経時変化する場合がある。このため、上記数値計算モデルにおいて吸気管部分２２の容積Ｖｍを定数として用いると、吸気管部分２２の容積Ｖｍに誤差が生じている場合がある。

そこで、本発明の実施形態の吸気通路容積算出装置では、モデル式等で用いられた場合に有効な吸気管部分２２の容積Ｖｍを正確に算出することとしており、以下では斯かる吸気管部分２２の容積Ｖｍの算出方法について説明する。

図２は、吸気管部分２２におけるモデルの基本概念を示している。図２に示したモデルでは、吸気管部分２２について気体の状態方程式を適用すると、吸気管内圧力Ｐｍ（或いは、吸気管内圧力の時間変化率）と、吸気管部分２２に流入する空気流量（すなわち、スロットル通過空気流量ｍｔ）と、吸気管部分２２から流出する吸気ガスの流量（すなわち、全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃ）とには下記式（３）の関係が成り立つ。

ここで、Ｔｍは吸気管部分２２内に存在する空気の温度（以下、「吸気管内温度」と称す）、Ｖｍは吸気管部分２２の容積、Ｒａは気体定数を空気の平均分子量で除算した値である。また、ｍｃｉはｉ番気筒への筒内吸入空気流量であり、よってΣｍｃｉは或る特定の時刻における全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃを意味する。

したがって、全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃは上記式（３）を変形して下記式（４）のように表すことができる。

一方、上述したように本実施形態では、吸気弁電磁駆動装置１２により吸気弁６が電磁的に駆動されており、筒内吸入空気流量は基本的にこの吸気弁電磁駆動装置１２に加えられる電圧に比例する。すなわち、吸気弁電磁駆動装置１２に加えられる電圧に比例して吸気弁電磁駆動装置１２のコイルにより発生する磁束が増大する。そして、この磁束の増大に伴って、吸気弁６のリフト量が増大する。一方、各気筒の筒内に流入する空気流量は吸気弁６のリフト量に比例して増大する。従って、筒内吸入空気流量ｍｃは吸気弁電磁駆動装置１２に加えられる電圧に比例することになる。

図３は、吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧、筒内吸入空気流量及び吸気管内圧力Ｐｍの時間変化率ΔＰｍのタイムチャートである。図３に示した例は、８気筒の内燃機関の例を示している。図３（Ａ）中の破線は各気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧を示しており、一方、実線は全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値を示している。

図３に示したように、基本的に全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２に電圧を加えていない時期は無く、少なくとも一つの吸気弁電磁駆動装置１２には必ず電圧が加えられる。特に、図３（Ａ）の破線で示したように、８気筒の内燃機関の場合、点火順序（例えば、１番気筒、８番気筒、７番気筒、３番気筒、…の順）が連続する二つの気筒の吸気弁電磁駆動装置１２に同時に電圧が加えられている期間が存在する。従って、例えば、連続して電圧の加えられる二つの吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧が同じとなる時刻ｔ₂、ｔ₄、ｔ₆、ｔ₈、ｔ₁₀では、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値Ｖ_aは、各気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧Ｖ_bの２倍となる。もちろん、一つの気筒の吸気弁電磁駆動装置１２のみにしか電圧が加えられていない場合（例えば、時刻ｔ₁、ｔ₃、ｔ₅、ｔ₇、ｔ₉）には、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値はこの一つの気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧に等しくなる。

なお、本実施形態では、８気筒の内燃機関の場合を例にとって説明しているが、二つの気筒の吸気弁電磁駆動装置１２に同時に電圧が加えられている期間が存在する内燃機関であれば、何気筒の内燃機関についても本発明を適用することができる。特に、図３のタイムチャートに示す例では同時に電圧の加えられる吸気弁電磁駆動装置１２は二つであるが、さらに多気筒の内燃機関では、同時に電圧の加えられる吸気弁電磁駆動装置１２が三つ以上となることもあり、この時の吸気弁電磁駆動装置１２に加えられる電圧の合計値は、電圧の加えられている三つ以上の吸気弁電磁駆動装置１２の電圧の合計となる。

ここで、図３（Ａ）に示したように全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２に電圧を加えた場合、全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃは図３（Ｂ）に示したように推移することになる。なお、図３（Ｂ）においても、破線は各気筒への筒内吸入空気流量、すなわちｍｃｉ（ｉは「ｉ番気筒」を意味する）を示しており、一方、実線は全気筒への筒内吸入空気流量、すなわちｍｃを示している。

ここで、上述したように或る気筒への筒内吸入空気流量ｍｃｉはその気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧に比例することから、或る特定の時刻ｔ_lにおける全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値Ｖ_lとこの時刻ｔ_lとは異なる時刻ｔ_hにおける全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値Ｖ_hとの比率は、上記特定の時刻ｔ_lにおける全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃ_lと上記異なる時刻ｔ_hにおける全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃ_hとの比率に等しいと考えられる。

見方を変えると、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が第一電圧合計値Ｖ_lとなった時の全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃ_lと、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が第二電圧合計値Ｖ_hとなった時の全気筒への筒内吸入空気流量ｍｃ_hとの比率は、第一電圧合計値Ｖ_lと第二電圧合計値Ｖ_hと等しいと考えられる（Ｖ_l：Ｖ_h＝ｍｃ_l：ｍｃ_h）。この関係より、下記式（５）が導かれる。

なお、上記式（５）においてΔＰｍ_lは時刻ｔ_lにおける吸気管内圧力Ｐｍの時間変化率を（ΔＰｍ_l＝（ｄＰｍ／ｄｔ）_l）、ΔＰｍ_hは時刻ｔ_hにおける吸気管内圧力Ｐｍの時間変化率を（ΔＰｍ_h＝（ｄＰｍ／ｄｔ）_h）をそれぞれ表している。上記式（５）において、時刻ｔ_lと時刻ｔ_hとは近いため、吸気管内温度Ｔｍは変化せずに一定であると仮定している。

そして、上記式（５）を変形することにより下記式（６）が導かれる。

従って、時刻ｔ_l及びｔ_hにおけるスロットル通過空気流量ｍｔ_l及びｍｔ_hと、時刻ｔ_l及びｔ_hにおける吸気管内圧力の時間変化率ΔＰｍ_l及びΔＰｍ_hと、時刻ｔ_l及びｔ_hにおける全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値Ｖ_l、Ｖ_hとに基づいて吸気管部分２２の容積Ｖｍが算出せしめられる。本実施形態では、スロットル通過空気流量ｍｔはエアフロメータ１９によって検出されると共に、吸気管内圧力の時間変化率ΔＰｍは吸気管内圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力Ｐｍに基づいて算出される。また、式（５）に用いられる吸気管内温度Ｔｍは吸気管内温度センサ４１によって検出される。これにより、本発明の実施形態によれば、吸気管部分２２の容積を比較的正確に算出することができる。

特に、時刻ｔ_lは特定気筒（図３に示した例では６番気筒）の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧が最大となって他気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧がゼロとなっている時（図３に示した例では時刻ｔ₉）とされ、時刻ｔ_hを吸気弁開弁中の特定気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧と吸気弁開弁中のもう一つの気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧とが同じとなった時、すなわち全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が最小となった時（図３に示した例では時刻ｔ₈又はｔ₁₀）とされるのが好ましい。すなわち、第一電圧合計値Ｖ_lは特定気筒（例えば６番気筒）の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値の最大値Ｖ₉とされ、第二電圧合計値Ｖ_hは上記特定気筒の吸気弁電磁駆動装置１２へ電圧を印可している間における全気筒への吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値の最小値Ｖ₁₀とされる。このように全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値の最大値Ｖ₉と最小値Ｖ₁₀とを用いることにより、より正確に吸気管部分２２の容積を算出することができる。

ここで、吸気管内圧力センサ４０に応答遅れがあると、特定時刻（例えば、時刻ｔ₉及びｔ₁₀）において測定された吸気管内圧力の時間変化率ΔＰｍが、これら特定時刻（時刻ｔ₉及びｔ₁₀）における実際の時間変化率に対応しないことがある。このため、特定時刻（時刻ｔ₉及びｔ₁₀）においてだけ吸気管内圧力の時間変化率ΔＰｍを測定するのではなく、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が最大となった時刻（例えば、時刻ｔ₉）及び最小となった時刻（例えば、時刻ｔ₁₀）からそれぞれ暫くの間、すなわち少なくとも応答遅れ時間は、吸気管内圧力の時間変化率を連続的に測定し、こうして測定された吸気管内圧力の時間変化率から上記特定時刻（時刻ｔ₉及びｔ₁₀）における吸気管内圧力の時間変化率ΔＰを選択してもよい。

すなわち、図３（Ｃ）に示したように、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が最大となった時の吸気管内圧力の時間変化率ΔＰｍは最も小さくなるはずであるため、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が最大となった時の吸気管内圧力の時間変化率として、測定された吸気管内圧力の時間変化率の最小値を選択してもよい。同様に、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が最小となった時の吸気管内圧力の時間変化率ΔＰｍは最も大きくなるはずであるため、全気筒の吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が最小となった時の吸気管内圧力の時間変化率として、測定された吸気管内圧力の時間変化率の最大値を選択してもよい。

また、エアフロメータ１９によって測定されるスロットル弁通過吸気流量ｍｔは変動することから、吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の合計値が最大となった時刻（例えば、時刻ｔ₉）及び最小となった時刻（例えば、時刻ｔ₁₀）に測定されたスロットル弁通過吸気流量ｍｔが真値でないことも考えられる。このため、吸気管部分２２の容積Ｖｍの算出は機関定常運転時において実施されることが好ましい。すなわち、機関定常運転時であれば、スロットル通過吸気流量ｍｔを一定とすることができるために、時刻ｔ₉及びｔ₁₀のスロットル弁通過吸気流量ｍｔをいずれも測定されたスロットル弁通過吸気流量の平均値としても良い。

なお、上記実施形態では、吸気管部分２２の容積Ｖｍを算出するにあたって吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧を用いているが、同様に吸気弁電磁駆動装置１２に流れる電流を用いることも可能である。すなわち、吸気弁電磁駆動装置１２のコイルにより発生する磁束は、吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧と同様に、吸気弁電磁駆動装置１２を流れる電流に比例して増大し、これに伴って吸気弁６のリフト量が増大する。一方、各気筒への筒内吸入空気流量は吸気弁６のリフト量に比例して増大する。従って、各気筒への筒内吸入空気流量は、吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の場合と同様に、吸気弁電磁駆動装置１２を流れる電流に比例する。このため、上記実施形態において用いられている吸気弁電磁駆動装置１２への印可電圧の代わりに、吸気弁電磁駆動装置１２を流れる電流を用いても上述した方法と同様にして吸気管部分２２の容積Ｖｍを算出することができる。

さらに、上記実施形態では、吸気管部分２２の容積Ｖｍを求めることとしているが、吸気管部分２２の容積Ｖｍをパラメータとして用いるモデル式の中には吸気管部分２２の容積自体ではなく、吸気管部分２２の容積を吸気管部分２２内の温度で除算した値（Ｖｍ／Ｔｍ）を用いることが多い。この場合、上記式（６）の代わりに下記式（７）を用いることで、Ｖｍ／Ｔｍを算出することができる。

なお、Ｖｍ／Ｔｍを上記式（７）によって求める場合には、Ｖｍ／Ｔｍを算出するにあたり吸気管内温度Ｔｍを用いる必要が無くなる。このため、吸気管内温度センサ４１を取り付ける必要が無くなり、内燃機関の製造コストを低減することができる。

次に、筒内充填空気量モデルＭ１０について説明する。なお、以下では、筒内充填空気量モデルＭ１０によって算出される平均筒内充填空気量をＭｃ’、平均筒内吸入空気流量をｍｃ’とする。

筒内充填空気量モデルＭ１０は、図４に示したように電子制御スロットルモデルＭ１１、スロットルモデルＭ１２、吸気管モデルＭ１３、吸気弁モデルＭ１４を備える。電子制御スロットルモデルＭ１１には、負荷センサ４６により検出されたアクセルペダル操作量Ａｃｃｐが入力され、実際のスロットル弁１８が所定時間ΔＴ後に到達するスロットル開度（以下、「先読みスロットル開度」と称す）θｔを出力する。スロットルモデルＭ１２には、電子制御スロットルモデルＭ１１から出力された先読みスロットル開度θｔと、大気圧センサ４４によって検出された内燃機関周囲の大気圧（または、吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｐａと、大気温度センサ４３によって検出された内燃機関周囲の大気温度（または、吸気管１５に吸入される空気の温度）Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ１３において算出された吸気枝管１３内の圧力（吸気管内圧力）Ｐｍとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ１２のモデル式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量ｍｔ」と称す）が算出される。スロットルモデルＭ１２において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔは、吸気管モデルＭ１３へ入力される。

吸気管モデルＭ１３には、スロットルモデルＭ１２において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔと、以下で詳述する単位時間当たりに燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量（以下、「平均筒内吸入空気流量ｍｃ’」と称す。なお、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’の定義については、吸気弁モデルＭ１４において詳述する）とが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ１３のモデル式に代入することで、吸気枝管１３およびサージタンク１４内に存在する吸気ガスの圧力（以下、「吸気管内圧力Ｐｍ」と称す）と吸気枝管１３およびサージタンク１４内に存在する吸気ガスの温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。吸気管モデルＭ１３において算出された吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍは共に吸気弁モデルＭ１４へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１２にも入力される。

吸気弁モデルＭ１４には、吸気管モデルＭ１３において算出された吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ１４のモデル式に代入することで、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’が算出される。算出された平均筒内吸入空気流量ｍｃ’は、平均筒内充填空気量Ｍｃに変換され、この平均筒内充填空気量Ｍｃに基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気管モデルＭ１３において算出された平均筒内吸入空気流量ｍｃ’は吸気管モデルＭ１３に入力される。

図４から分かるように、筒内充填空気量モデルＭ１０では或るモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、筒内充填空気量モデルＭ１０全体では、実際に入力される値はスロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから平均筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

次に、筒内充填空気量モデルＭ１０の各モデルＭ１１〜Ｍ１４について説明する。

電子制御スロットルモデルＭ１１は、負荷センサ４６により検出されたアクセルペダル操作量Ａｃｃｐに基づいて、実際のスロットル弁１８が所定時間ΔＴ後に到達するスロットル開度（以下、「先読みスロットル開度」と称す）θｔを推定するモデルである。本実施形態においては、スロットル弁電子制御ロジックにて、負荷センサ４６により検出されたアクセルペダル操作量Ａｃｃｐと、アクセルペダル操作量Ａｃｃｐと目標スロットル開度θｔとの関係を規定するマップとに基づいてスロットル開度θｔが求められる。このようにして求められたスロットル開度θｔはスロットルモデルＭ１２へと送られる。一方、このスロットル開度θｔを所定時間ΔＴ（例えば、６４ｍｓｅｃ）だけ遅延させた値が最終的な目標スロットル開度θｒとして求められ、実際のスロットル開度ＴＡが目標スロットル開度θｒとなるようにステップモータ１７へ駆動信号が送出される。

このように、目標スロットル開度θｒは、現時点から所定時間ΔＴ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スロットル開度θｔと等しい。目標スロットル開度θｒに基づいてスロットル弁１８が駆動されるため、スロットル開度θｔは実際のスロットル弁１８のスロットル開度よりもΔＴだけ先のスロットル開度となっている。逆に言うと、スロットル開度θｔは、実際のスロットル弁１８が所定時間ΔＴ後に到達するスロットル開度となっている。

スロットルモデルＭ１２では、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気管内圧力Ｐｍ、電子制御スロットルモデルＭ１１から出力された先読みスロットル開度θｔから、下記式（８）に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（８）におけるμはスロットル弁における流量係数で、スロットル開度θｔの関数である。また、Ａｔはスロットル弁の開口断面積を示し、スロットル開度θｔの関数である。

また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（９）に示した関数であり、この式（９）におけるκは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図５に示したようなグラフに表すことができるので、このようなグラフをマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、実際には式（９）を用いて計算するのではなくマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。

これらスロットルモデルＭ１２の式（８）および式（９）は、スロットル弁１８上流の気体の圧力を大気圧Ｐａ、スロットル弁１８上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図６に示したようなスロットル弁１８のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則および運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、およびマイヤーの関係式を利用することによって得られる。

吸気管モデルＭ１３では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’、および大気温度Ｔａから、下記式（１０）および式（１１）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。

ここで、吸気管モデルＭ１３について図７を参照して説明する。吸気管部分の総気体量（総吸気ガス量）をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、吸気管部分に流入する気体の流量、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと、吸気管部分から流出する気体の流量、すなわち平均筒内吸入空気流量ｍｃ’との差に等しいため、質量保存則により下記式（１２）が得られ、この式（１２）および気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、式（１０）が得られる。

また、吸気管部分の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、吸気管部分に流入する気体のエネルギと吸気管部分から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、吸気管部分から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（１３）が得られ、この式（１３）および上記気体の状態方程式より、式（１１）が得られる。

吸気弁モデルＭ１４では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、および大気温度Ｔａから、下記式（１４）に基づいて、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’が算出される。なお、式（１４）におけるａ、ｂは、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）および作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。

上述した吸気弁モデルＭ１４について図８を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に吸入されている吸気ガスの量である平均筒内充填空気量Ｍｃは、吸気弁６が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力は吸気弁上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、平均筒内充填空気量Ｍｃは、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。

ここで、単位時間当たりに吸気管部分から流出する全吸気ガスの量を平均化したもの、または単位時間当たりに吸気管部分から全ての燃焼室５に吸入される吸気ガスの量を一つの気筒の吸気行程に亘って（後述するように本実施形態ではクランク角１８０°分）平均化したものを平均筒内吸入空気流量ｍｃ’（以下で詳述する）とすると、平均筒内充填空気量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’も吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論および経験則に基づいて、上記式（１４）が得られる。なお、式（１４）における値ａは比例係数であり、機関回転数Ｎｅ、吸気弁駆動装置１２への印可電圧等をパラメータとした三次元マップから求まる。なお、この三次元マップは、予め実験的にまたは計算によって求められ、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存されている。値ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ180°で除算したものと考えられる）である。また、実際の運転では過渡時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論および経験則に基づいて導かれたＴａ／Ｔｍが乗算されている。

ここで、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’について、図９を参照して内燃機関が４気筒である場合について説明する。なお、図９は横軸がクランクシャフトの回転角度、縦軸が単位時間当たりに吸気管部分から燃焼室５に実際に流入する吸気ガスの流量である。図９に示したように、４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じて吸気管部分から各気筒の燃焼室５内へ吸気ガスが流入する。例えば、吸気管部分から各気筒の燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量の変位は図９に破線で示した通りであり、これを総合して吸気枝管１３から全気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの流量は図９に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への平均筒内充填空気量Ｍｃは図９に斜線で示した通りである。

これに対して、実線で示した吸気管から全ての気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの量を平均化したものが平均筒内吸入空気流量ｍｃ’であり、図中に一点鎖線で示す。そして、この一点鎖線で示した平均筒内吸入空気流量ｍｃ’に、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ180°を乗算したものが平均筒内充填空気量Ｍｃとなる。したがって、吸気弁モデルＭ１４で算出された平均筒内吸入空気流量ｍｃ’にΔＴ180°を乗算することで、平均筒内充填空気量Ｍｃが算出される（Ｍｃ＝ｍｃ’・ΔＴ180°）。より詳細には、平均筒内充填空気量Ｍｃが吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の平均筒内吸入空気流量ｍｃ’にΔＴ180°を乗算したものが平均筒内充填空気量Ｍｃとされる。

なお、上記筒内充填空気量モデルＭ１０では、大気温度Ｔａおよび大気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための大気温センサ４３によって検出された値を大気温度Ｔａ、大気圧を検出するための大気圧センサ４４によって検出された値を大気圧Ｐａとして上記式（８）、式（１１）、および式（１４）に代入するようにしてもよい。

本発明の吸気通路容積算出装置を搭載した内燃機関全体を示す図である。 本発明のモデルの基本概念を示す図である。 吸気弁電磁駆動装置への印可電圧、筒内吸入空気流量、吸気管内圧力の時間変化率のタイムチャートである。 エアモデルのブロック図である。 関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。 スロットルモデルの基本概念を示す図である。 吸気管モデルの基本概念を示す図である。 吸気弁モデルの基本概念を示す図である。 筒内充填空気量及び筒内吸入空気流量の定義に関する図である。

符号の説明

１ 機関本体
５ 燃焼室
６ 吸気弁
７ 吸気ポート
８ 排気弁
１１ 燃料噴射弁
１２ 吸気弁電磁駆動装置
１３ 吸気枝管
１４ サージタンク
１５ 吸気管
１８ スロットル弁
２２ 吸気管部分

Claims (4)

1. 吸気弁を駆動する吸気弁電磁駆動装置を具備する内燃機関のスロットル弁下流側の吸気通路の容積を算出する吸気通路容積算出装置において、
   スロットル弁下流側の吸気通路内の圧力変化率と、スロットル弁通過空気流量と、全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値とに基づいて上記吸気通路の容積を算出する、吸気通路容積算出装置。
2. スロットル弁下流側の吸気通路の圧力変化率と該吸気通路の容積とスロットル弁通過空気流量と筒内吸入空気流量との関係式を使用し、全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値が第一合計値となった時に上記関係式を用いて算出される全気筒内への筒内吸入空気流量と、上記合計値が上記第一合計値とは異なる第二合計値となった時に上記関係式を用いて算出される全気筒内への筒内吸入空気流量との比が、上記第一合計値と第二合計値との比に等しいとして、スロットル弁下流の吸気通路の容積を算出する、請求項１に記載の吸気通路容積算出装置。
3. 上記第一合計値は特定気筒の吸気弁開弁中における吸気弁電磁駆動装置に加えられる電圧又は電流の最大値であり、上記第二合計値は該特定気筒の吸気弁開弁中における吸気弁電磁駆動装置に加えられる電圧又は電流の最小値である、請求項２に記載の吸気通路容積算出装置。
4. Ｖｍをスロットル弁下流側の吸気通路の容積、Ｒａを気体定数、Ｔｍを上記吸気通路内の温度、Ｖ_lを上記第一合計値、Ｖ_hを上記第二合計値、ΔＰｍ_l及びｍｔ_lを全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値が第一合計値となった時の吸気通路の圧力変化率及びスロットル通過空気流量、ΔＰｍ_h及びｍｔ_hを全気筒の吸気弁電磁駆動装置に加える電圧又は電流の合計値が第二合計値となった時の吸気通路の圧力変化率及びスロットル通過空気流量とすると、上記吸気管部分の容積が下記式（１）により算出される、請求項２又は３に記載の吸気通路容積算出装置。
   

   

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