JP5409833B2 - 内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置 - Google Patents

Description

この発明は、可変動弁機構が設けられた内燃機関の制御装置に関し、詳細には、シリンダ吸入空気量を高精度に算出するための内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置に関するものである。

一般に、エンジンを好適に制御するためには、シリンダ（気筒）に吸入される空気量を高精度に算出し、シリンダ内に吸入された空気量に応じた燃料制御および点火制御を行うことが重要である。
従来から、内燃機関のシリンダに吸入される空気量を計測するために、エンジンの吸気管のスロットル上流部に設けられたエアフロセンサ（Ａｉｒ Ｆｌｏｗ Ｓｅｎｓｏｒ）（以下、「ＡＦＳ」という）を用いて吸入空気量を計測する技術（ＡＦＳ方式）が知られている。

また、スロットル下流のサージタンクおよびインテークマニホールドを含む部分（総称して、「インマニ部」という）内の圧力を計測する圧力センサ（以下、インマニ圧センサ）を設け、インマニ圧センサにより計測されるインマニ圧と、別途に計測されるエンジン回転速度とにより、シリンダに吸入される空気量を推定する技術（Ｓ／Ｄ方式：Ｓｐｅｅｄ Ｄｅｎｓｉｔｙ方式）も知られている。
さらに、上記２つのセンサを併用して、運転状態に応じてＡＦＳ方式とＳ／Ｄ方式とを切換える技術や、ＡＦＳ方式であってもインマニ圧を計測する技術も知られている。

近年では、さらなる低燃費化および高出力化のために、吸気バルブのバルブ開閉タイミングを可変可能とした可変バルブタイミング機構（Ｖａｒｉａｂｌｅ Ｖａｌｖｅ Ｔｉｍｉｎｇ）（以下、「ＶＶＴ」という）として、吸気ＶＶＴを備えたエンジンが一般的になっている。さらに、吸気バルブのみならず排気バルブにも吸気ＶＶＴを備えた吸排気ＶＶＴが採用されることも多い。

このような吸排気ＶＶＴを備えたエンジンにおいては、インマニからシリンダに吸入される空気量が、バルブタイミングに依存して大きく変化するので、バルブタイミングによる影響を考慮しないと、ＡＦＳ方式においては、過渡運転領域（加減速時など）でシリンダへの吸入空気量の算出精度が低下し、Ｓ／Ｄ方式においては、定常運転領域および過渡の全運転領域でシリンダへの吸入空気量の算出精度が低下してしまう。

そこで、吸排気ＶＶＴを備えたエンジンにおいても、シリンダへの吸入空気量を高精度に算出するために、ＡＦＳ方式において質量保存則、エネルギー保存則、運動量保存則などの物理法則に基づいて得られた式により吸気通路、吸気バルブ、排気バルブなどの吸排気系における空気の挙動を表す物理モデルを構築し、この物理モデルを用いることにより、シリンダへの吸入空気量を推定する技術が提案されている（たとえば、特許文献１参照）。

しかしながら、特許文献１に記載の技術においては、質量保存則のみならず、エネルギー保存則や運動量保存則などの物理法則に基づいて得られた式（特許文献１の段落［００７２］〜［０１８８］参照）を所定の時間間隔ごとに演算することにより、吸気バルブおよび排気バルブを通過してシリンダに吸入される空気量を算出しているので、膨大な演算が必要になるという問題がある。

特に、近年では、エンジン制御ユニット（以下、ＥＣＵ：Ｅｎｇｉｎｅ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｕｎｉｔ）で用いられるマイクロコンピュータの高速化が進んでいるものの、同時に、空気量の推定処理以外の各種処理内容も複雑化しているので、空気量の推定のみに膨大な演算負荷を割くことは困難であるという問題がある。

また、特許文献１に記載のモデルには、定圧比熱や定容比熱のような物性値のみならず、流量係数のように適合が必要となる係数も多く、さらには、実際の値に適合させるために、厳密な計測値を得ることが困難な瞬時的圧力や瞬時的温度を高精度に算出する必要があるので、適合に必要な工数も膨大な量になるうえ、物理モデルの検証自体が困難であるという問題もある。

そこで、単純化した物理モデルとして、ＡＦＳ方式において質量保存則のみから吸気系をモデル化する技術も提案されている（たとえば、特許文献２参照）。
特許文献２に記載の技術においては、インマニからシリンダに入る空気の体積効率相当値（体積効率補正係数Ｋｖ）を用いることにより、エネルギー保存則や運動量保存則などの複雑な演算を行うことなく、より単純な物理モデルで、エンジンを好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定している（段落［００２３］、［００２４］、［００３８］〜［００４２］参照）。
なお、体積効率補正係数Ｋｖは、吸排気ＶＶＴを備えていないエンジンにおいて、エンジン回転速度およびインマニ圧を軸とする１つのマップとして記憶されている。

また、特許文献２には、ＶＶＴ機構を備えたエンジンに適用した構成例（段落［００６７］〜［００７１］参照）が記載されているが、この構成例においては、体積効率補正係数マップを可変動弁の作動状態ごとにマップとして記憶しておく必要がある。
具体的には、たとえば、作動範囲を６個の代表点で表し、各代表点の間を補間して使用する場合に、吸気ＶＶＴのみのシステム構成であれば、６個の体積効率補正係数マップが必要になり、吸排気ＶＶＴのシステム構成であれば、６×６＝３６個の体積効率補正係数マップが必要となってしまう。

よって、特許文献２の上記構成例の場合、吸気ＶＶＴのみのシステム構成では、実用範囲内と考えられるが、吸排気ＶＶＴのシステム構成では、体積効率補正係数マップ数が膨大になるので、適合やデータ設定において多大な工数が必要になるとともに、ＥＣＵのマイクロコンピュータに必要なメモリ容量も膨大となってしまうという問題がある。

一方、Ｓ／Ｄ方式における単純化した物理モデルも提案されている（たとえば、特許文献３参照）。
特許文献３には、インマニ圧ＭＡＰと体積効率ＶＥとシリンダ体積Ｖと温度Ｔからシリンダ内に吸入される空気量が算出されることが示されている（段落［０００３］、［０００４］、［数１］参照）。

なお、特許文献３に記載の［数１］と、特許文献２に記載の［数２］は、いわゆる理想気体の状態方程式（Ｐ＝ρＲＴ、Ｐ：圧力、ρ：密度、Ｒ：気体定数、Ｔ：温度）の関係を考慮すると、同じ内容を意味しており、特許文献３に記載の体積効率ＶＥは、特許文献２に記載の体積効率補正係数Ｋｖと同様のものと考えられる。

よって、特許文献３においては、エンジン弁タイミングなどのエンジンパラメータが変化しない前提であるが、仮に、特許文献３のＳ／Ｄ方式に可変動弁を適用した場合には、結局、特許文献２と同様に、体積効率ＶＥのマップ数が膨大になるので、適合やデータ設定において多大な工数が必要になるとともに、ＥＣＵのマイクロコンピュータに必要なメモリ容量も膨大となってしまうという問題がある。

すなわち、可変動弁機構が設けられた内燃機関において、インマニからシリンダ内に入る空気量を示す指標である体積効率相当値を用いた吸気系の物理モデルにより、シリンダ内に実際に吸入される空気量を推定する場合に、可変動弁機構の実バルブタイミングに応じて体積効率相当値が変化するので、体積効率相当値を高精度に算出するには、バルブタイミングに応じて体積効率相当値を適合しておく必要があり、これを記憶しておくマップが膨大な数になってしまう。

特開２００６−３７９１１号公報 特開２００８−１３８６３０号公報 特開平０８−３０３２９３号公報

従来の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、ＡＦＳ方式およびＳ／Ｄ方式のいずれにおいても、体積効率補正係数を正確に算出することができれば、単純化した物理モデルによりエンジンを好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定することができるものの、吸排気ＶＶＴを備えたエンジンにおいて正確な体積効率補正係数を推定するには、体積効率補正係数マップ数が膨大になるという課題があった。

この発明は、上記のような課題を解決するためになされたものであり、特許文献１のような吸排気系の複雑な物理モデルによる膨大な演算負荷を不要として、特許文献２、３のように吸気系の単純化した物理モデルを使用するとともに、さらに、単純化した物理モデルにて使用する体積効率補正係数を近似的に算出することにより、膨大なメモリ容量を必要とせずに、少ない適合定数と少ない演算負荷で、エンジンを好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定することのできる内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置を得ることを目的とする。

この発明に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、スロットルバルブの下流側の吸気管に設けられた内燃機関のシリンダ吸入空気量を推定するために、前記吸気管から前記シリンダ内に入る空気量を示す指標である体積効率相当値を算出する体積効率相当値算出手段と、前記体積効率相当値を用いて前記シリンダ内に実際に吸入される空気量を推定するシリンダ吸入空気量推定手段と、を備えた内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、前記体積効率相当値算出手段は、燃焼後の排気ガスが前記シリンダ内から排気管に排出されずに前記シリンダ内に残留した残留ガス量を示す指標である排気効率と、前記吸気管からの、前記残留ガス分を除いて前記シリンダ内に入る空気量を示す指標である吸気効率と、シリンダ隙間容積（上死点時の容積）に対するシリンダ最大容積（下死点での容積）の比を示す圧縮比と、に基づいて前記体積効率相当値を算出するものである。

この発明によれば、吸気系の単純化した物理モデルと、単純化した物理モデルにて使用する体積効率補正係数とを近似的に算出することにより、膨大なメモリ容量を必要とせずに、少ない適合定数および少ない演算負荷で、エンジンを好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定することができる。

この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置を概略的に示す構成図である。 この発明の実施の形態１によるエンジンおよびエンジン制御部を概略的に示すブロック構成図である。 この発明の実施の形態１によるシリンダ吸入空気量の算出処理を示すフローチャートである。 この発明の実施の形態１による排気バルブの閉成時、新気吸入開始時および吸気行程終了時における気筒内の状態を模式的に示す説明図である。 この発明の実施の形態１による筒内圧と筒内容積との関係（Ｐ−Ｖ線図、両対数表示）の一例を示す説明図である。 この発明の実施の形態１によるインマニ圧ピーク値と吸気行程終了時の筒内圧との関係を示す説明図である。 この発明の実施の形態１によるインマニ圧ピーク値と排気効率との関係を示す説明図である。 この発明の実施の形態１による所定の吸気ＶＶＴの位相角において、排気ＶＶＴの位相角が変化した場合におけるインマニ圧ピーク値と排気効率との関係を示す説明図である。 この発明の実施の形態１による吸気ＶＶＴの位相角および排気ＶＶＴの位相角が変化した場合におけるインマニ圧ピーク値と排気効率との関係を線形近似した説明図である。 この発明の実施の形態１による排気効率の算出値と線形近似値との誤差を示す説明図である。 この発明の実施の形態１による排気効率の算出部を示す機能ブロック図である。 この発明の実施の形態１による内部ＥＧＲ率および吸気効率の算出部を示す機能ブロック図である。 この発明の実施の形態１による体積効率補正係数の算出部を示す機能ブロック図である。 この発明の実施の形態１による体積効率補正係数算出手段の全体構成を示す機能ブロック図である。 この発明の実施の形態２に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置を概略的に示す構成図である。 この発明の実施の形態２によるエンジンおよびエンジン制御部を概略的に示すブロック構成図である。 この発明の実施の形態２によるシリンダ吸入空気量の算出処理を示すフローチャートである。

実施の形態１．
以下、図面を参照しながら、この発明の実施の形態１について詳細に説明する。
図１はこの発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置を概略的に示す構成図であり、図２はこの発明の実施の形態１によるエンジンおよびエンジン制御部を概略的に示すブロック構成図である。

図１において、内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、エンジン１に関連した各種センサと、各種センサに接続された電子制御ユニット２０とにより構成されている。以下、電子制御ユニット２０を、ＥＣＵ２０（Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｕｎｉｔ）と略称する。
ＥＣＵ２０は、各種センサおよび各種アクチュエータとともにエンジン制御装置を構成しており、エンジン１の運転状態を示す各種センサからの検出情報に基づき、エンジン１の各種アクチュエータを制御する。

エンジン１の吸気系の上流側には、エンジン１への吸入空気量を測定するＡＦＳ２が設けられており、ＡＦＳ２の下流側（エンジン１側）には、吸入空気量を調整するための電子制御スロットル４が設けられている。
電子制御スロットル４には、電子的に開度を制御するためのスロットルアクチュエータと、電子制御スロットル４の開度を測定するためのスロットル開度センサ３とが設けられている。

電子制御スロットル４の下流側には、エンジン１内に空気を導入するための吸気管（インマニ部）として、サージタンク５およびインテークマニホールド６が設けられている。
吸気管を構成するインテークマニホールド６は、吸気バルブを介して、エンジン１のシリンダ内の燃焼室と連通している。

一方、エンジン１の下流側には、シリンダ内で燃焼した排気ガスを排出するための排気管として、エキゾーストマニホールド１３が設けられている。
エキゾーストマニホールド１３は、排気バルブを介して、エンジン１のシリンダ内の燃焼室と連通している。また、図示しないが、エキゾーストマニホールド１３には、空燃比制御用のＯ２センサや、排気ガス浄化用の触媒が設けられている。

電子制御スロットル４の下流側の吸気管には、サージタンク５およびインテークマニホールド６内を含む空間（インマニ）の圧力（インマニ圧）を測定するインマニ圧センサ７と、インマニ内の温度（インマニ温Ｔｂ）を測定する吸気温センサ８と、が設けられている。

なお、インマニ圧を測定するインマニ圧センサ７に代えて、インマニ圧を推定する手段を設けてもよく、また、インマニ温Ｔｂを計測する吸気温センサ８に代えて、近似的に外気温度（厳密にはインマニ温Ｔｂとは異なるが）を計測する温度センサ（たとえば、ＡＦＳ２に内蔵されている温度センサ）を設けてもよい。

インテークマニホールド６の吸気バルブ近傍には、燃料を噴射するためのインジェクタ９が設けられ、吸気バルブおよび排気バルブには、バルブタイミングを可変するための吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ１１がそれぞれ設けられている。
また、シリンダヘッドには、シリンダ内で火花を発生させる点火プラグを駆動するための点火コイル１２が設けられている。

図２において、ＥＣＵ２０は、シリンダ吸入空気量算出手段２１を備えており、さらにシリンダ吸入空気量算出手段２１は、体積効率補正係数算出手段２２を備えている。
なお、体積効率補正係数算出手段２２は、体積効率補正係数Ｋｖの算出部のみならず、後述するように、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒを算出する内部ＥＧＲ率算出部の機能を有している。

ＥＣＵ２０には、前述の各センサ２、３、７、８に加えて、大気圧センサ１４が接続されており、ＥＣＵ２０には、ＡＦＳ２で測定された吸入空気量と、スロットル開度センサ３で測定された電子制御スロットル４の開度と、インマニ圧センサ７で測定されたインマニ圧と、吸気温センサ８で測定されたインマニ温Ｔｂと、大気圧センサ１４で測定された大気圧と、が入力される。

なお、大気圧を測定する大気圧センサ１４に代えて、大気圧を推定する手段を用いてもよく、ＥＣＵ２０に内蔵された大気圧センサを用いてもよい。
また、ここでは図示しない他の各種センサ（アクセル開度センサやクランク角度センサなど）からも、ＥＣＵ２０に各種測定値が入力される。

ＥＣＵ２０内のシリンダ吸入空気量算出手段２１は、物理モデル（後述する）を含み、ＡＦＳ２で測定された吸入空気量からシリンダ吸入空気量を算出し、ＥＣＵ２０は、算出されたシリンダ吸入空気量に基づき、インジェクタ９および点火コイル１２を駆動する。

また、ＥＣＵ２０は、アクセル開度などの各種入力情報に基づき目標トルクを算出し、算出された目標トルクを達成するための目標シリンダ吸入空気量を算出し、目標シリンダ吸入空気量を達成するための制御目標値として、目標スロットル開度、目標吸気ＶＶＴ位相角および目標排気ＶＶＴ位相角を算出し、これらの制御目標値を達成するように電子制御スロットル４の開度と、吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ１１の位相角とを制御する。また、ここでは図示しない他の各種アクチュエータも、必要に応じて制御する。

次に、シリンダ吸入空気量算出手段２１の機能、すなわちＡＦＳ２にて計測される吸入空気量からシリンダ吸入空気量を算出するための吸気系の物理モデルについて詳細に説明する。
まず、エンジン１の行程数ｎの関数として、各パラメータＱａ（ｎ）、Ｑｃ（ｎ）、Ｔ（ｎ）［ｓ］、Ｖｓ［ｃｍ＾３］、Ｖｃ［ｃｍ＾３］、ρｂ（ｎ）［ｇ／ｃｍ＾３］およびＫｖ（ｎ）を、以下のように定義する。

Ｑａ（ｎ）は、ＡＦＳ２で測定された実吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値、Ｑｃ（ｎ）は、シリンダ吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値であり、Ｔ（ｎ）［ｓ］は、１行程（４気筒エンジンでは、１８０ｄｅｇＣＡ、３気筒エンジンでは、２４０ｄｅｇＣＡ）間の時間である。

また、Ｖｓ［ｃｍ＾３］は、電子制御スロットル４の下流側から各シリンダ入口までの吸気管容積、Ｖｃ［ｃｍ＾３］は、１気筒当りのシリンダ行程容積であり、ρｂ（ｎ）［ｇ／ｃｍ＾３］は、インマニ内の新気密度の１行程間の平均値である。
さらに、Ｋｖ（ｎ）は、インマニからシリンダに入る空気の体積効率補正係数である。

電子制御スロットル４の下流側からエンジン１の各シリンダ入口までの吸気管容積Ｖｓで示される領域において、新気（電子制御スロットル４を経由してインマニに入る空気）のみに着目して質量保存則を適用すると、以下の式（１）が成立する。

次に、１行程間のシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）は、体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）を用いれば、以下の式（２）で表される。

なお、定常運転時には、実吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値Ｑａ（ｎ）と１行程間の時間Ｔ（ｎ）との積Ｑａ（ｎ）Ｔ（ｎ）と、シリンダ吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値Ｑｃ（ｎ）と１行程間の時間Ｔ（ｎ）との積Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）とが等しくなることから、式（２）の左辺をＱａ（ｎ）Ｔ（ｎ）に置き換えた式により、エンジン制御定数の適合時に、体積効率補正係数Ｋｖを算出することは可能である。

次に、式（２）を式（１）に代入して、インマニ内の新気密度の１行程間の平均値ρｂ（ｎ）を消去し、Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）について解くと、Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）は、以下の式（３）で表される。

ただし、式（３）において、Ｋはフィルタ定数である。
式（３）により、ＡＦＳ２にて計測される吸入空気量Ｑａ（ｎ）Ｔ（ｎ）から、シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）を高精度に算出することができる。
式（３）をさらに変形すると、以下の式（４）が得られる。

式（３）は、エンジン１の回転と同期する（たとえば、所定クランク角度ごとの）割込み処理において、デジタルローパスフィルタを意味する。このことから、エンジン１の吸気系は、１次遅れ要素であることが分かる。

次に、図３に示すフローチャートを参照しながら、式（３）をＥＣＵ２０内で実現するための処理、すなわち、シリンダ吸入空気量算出手段２１を所定クランク角度ごとの割込み処理内で実行する動作について詳細に説明する。
ここでは、所定クランク角度ごとの割込み処理を、たとえばＢＴＤＣ５ｄｅｇＣＡ割込み処理（以下、「Ｂ０５処理」という）とする。

図３はこの発明の実施の形態１によるシリンダ吸入空気量の算出処理を示すフローチャートである。
図３において、ＥＣＵ２０内のシリンダ吸入空気量算出手段２１は、まず、１行程間の実吸入空気量Ｑａ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］を算出する（ステップ３０１）。

具体的には、ＡＦＳ２が質量流量計である場合には、ＡＦＳ２の出力電圧を、たとえば１．２５ｍｓごとにサンプリングしながら積算していき、前回の割込み処理から今回の割込み処理までの間の積算値から、１行程間の実吸入空気量Ｑａ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］を算出することができる。
なお、ＡＦＳ２が体積流量計の場合には、標準大気密度、大気圧および吸気温に基づき体積を質量に変換することにより、算出することができる。

次に、シリンダ吸入空気量算出手段２１内の体積効率補正係数算出手段２２は、体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）を算出する（ステップ３０２）。なお、体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）の算出処理の詳細については後述する。
続いて、シリンダ吸入空気量算出手段２１は、式（３）内のフィルタ定数Ｋの算出式にしたがい、フィルタ定数Ｋを算出する（ステップ３０３）。

次に、シリンダ吸入空気量算出手段２１は、式（３）内のフィルタ演算式にしたがい、実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］を算出する（ステップ３０４）。
なお、式（３）内の１行程前（前回）の体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ−１）については、ステップ３０２での１行程前の体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ−１）を記憶しておき（ステップ３０５）、この前回値を用いることにより、ステップ３０４の処理を可能にしている。

最後に、シリンダ吸入空気量算出手段２１は、ステップ３０４で算出された実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］を格納して（ステップ３０６）、図３の処理ルーチンを終了する。

なお、ステップ３０６での１行程前（前回）の実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ−１）Ｔ（ｎ−１）［ｇ］を記憶しておき（ステップ３０７）、この前回値を式（３）内のパラメータとして用いることにより、ステップ３０４の処理を可能にしている。
このように、体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）を用いた単純な演算により、高精度に実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］を算出することができる。

次に、シリンダ吸入空気量算出手段２１内の体積効率補正係数算出手段２２の処理として、まず、体積効率補正係数Ｋｖの近似処理について説明する。
前述の通り、体積効率補正係数Ｋｖは、インマニからシリンダに入る空気の体積効率相当値であり、一般的な固定バルブタイミングのエンジンであれば、パーシャル（部分負荷）域では、約６０〜８０％程度、ＷＯＴ（Ｗｉｄｅ Ｏｐｅｎ Ｔｈｒｏｔｔｌｅ、全負荷）域では、８０〜９０％程度の値となるが、吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ１１を備えた可変バルブタイミングのエンジン１では、バルブタイミングに応じて、さらに大きな範囲で変化する。

このように、運転状態に応じて体積効率補正係数Ｋｖが変動する要因として、以下の（Ａ）〜（Ｅ）が考えられる。
（Ａ）バルブの開口時間が短い
吸気／排気バルブの動作期間は限られる（約１８０［ｄｅｇＣＡ］程度）ので、隙間容積分を残して排気が終了する前に、また、行程容積分の新気（吸気管を通して吸入される燃焼前の空気）を吸入する前に、空気流動の途中でバルブが閉じてしまう。

（Ｂ）吸気／排気バルブの隙間が狭い
吸気／排気バルブのリフト分しか開口面積がないので、気筒内から排出される排気ガスの流量、気筒内に吸入される新気の流量が所定流量に制限されてしまう。

（Ｃ）残留ガスの影響
排気バルブの閉成後に気筒内に残っていたガスや、内部ＥＧＲ（吸気ポートに流出した残留ガス）が、気筒内で膨張してインマニ圧以下になるまでは吸気バルブ側から新気を吸入しない。

（Ｄ）吹き返しの影響（オーバーラップ域およびパーシャル域）
パーシャル域のオーバーラップ時は、「インマニ圧＜筒内圧」となり、吹き返し（気筒内から吸気ポートへの内部ＥＧＲの流出）が発生し、この吹き返した分を再吸入するまで新気は吸入されない。

（Ｅ）吹き抜けの影響（オーバーラップ域およびＷＯＴ域）
インマニ内では、吸気バルブ開閉の影響により常時圧力脈動が発生しており、ＷＯＴ域のオーバーラップ中のタイミングで、「インマニ圧（ポート部圧力）＞筒内圧」となった場合には、吹き抜け（気筒内の残留ガスを新気が押し出すことにより、新気量が増大して内部ＥＧＲ量が低下すること）が発生する。

このように、運転状態に応じて体積効率補正係数Ｋｖが変動する要因（Ａ）〜（Ｅ）を、厳密な物理モデルで表そうとすると、前述の特許文献１の場合のように膨大な演算が必要になる。
また、通常検討し得る厳密な物理モデルと、エンジン試験より採取した実験データとに基づく検討によっても、厳密な物理モデルとして解く場合には、未知の物理量が多いことから良好な結果を得ることはできない。

そこで、この発明の実施の形態１においては、排気終了時点および吸気終了時点の気筒内状態のみに着目し、より単純な物理モデルを構築した。
以下、この発明の実施の形態１による単純な物理モデルについて詳細に説明する。
この発明の実施の形態１においては、排気終了時点（排気バルブの閉成時）における燃焼後の排気ガスが、シリンダ内からエキゾーストマニホールド１３（排気管）に排出されずにシリンダ内に残留した残留ガス量を示す指標である排気効率と、吸気終了時点（吸気バルブの閉成時）における、吸気管からの、残留ガス分を除いてシリンダ内に入る新気量を示す指標である吸気効率とに基づいて、体積効率補正係数Ｋｖを算出する。

なお、このように、排気終了時点および吸気終了時点の気筒内状態を考慮することにより、上記要因（Ａ）〜（Ｅ）のうち、（Ｄ）吹き返しの影響および（Ｅ）吹き抜けの影響を、（Ｃ）残留ガスの影響の要因中に含めることができるので、物理モデルを単純化することができる。

次に、図４を参照しながら、エンジン１の排気／吸気行程時の気筒内状態について説明する。
図４はこの発明の実施の形態１による気筒内の状態を模式的に示す説明図であり、図４（ａ）は排気バルブの閉成時、図４（ｂ）は新気吸入開始時、図４（ｃ）は吸気行程終了時における状態をそれぞれ示している。

まず、図４（ａ）に示す排気バルブ閉成時の気筒内状態について説明する。
設計上の排気バルブ閉タイミングの前後において、排気ポート側に排気の流出が完全に停止するタイミング（有効排気バルブの閉成時）がある。
この有効排気バルブの閉成時で気筒内に残る残留ガスの圧力も、排気ポート側の圧力すなわち排圧Ｐｅｘ（≒大気圧Ｐａ）とは厳密には異なるので、有効排気バルブ閉成時の筒内容積Ｖｅｘｏ［ｃｍ＾３］および筒内圧Ｐｅｘｏを定義する。

なお、以降の議論において、未知量が多いと扱いにくいので、内部ＥＧＲが断熱圧縮または断熱膨張により排圧と等しくなる時点での内部ＥＧＲ容積を、見なし内部ＥＧＲ容積Ｖｅｘ［ｃｍ＾３］と定義する。

また、有効排気バルブ閉成時の筒内圧を、見なし筒内圧Ｐｅｘ（＝排圧≒大気圧Ｐａ）と定義し、有効排気バルブ閉成時の筒内温度を、見なし筒内温度Ｔｅｘ（＝排気温度）と定義する。以下、排気温度Ｔｅｘを省略して「排温Ｔｅｘ」ともいう。
さらに、気筒内最大容積（下死点での容積）Ｖｍａｘ［ｃｍ＾３］および隙間容積（上死点での容積）Ｖｍｉｎ［ｃｍ＾３］を定義する。

次に、図４（ｂ）に示す新気吸入開始時の気筒内状態について説明する。
吸気行程において、気筒内に残る内部ＥＧＲが膨張してインマニ圧Ｐｂ以下になるまでは、新気を吸入しないと考えられるので、新気吸入開始時（筒内圧がインマニ圧と等しくなった時点）での、内部ＥＧＲが占める筒内容積Ｖｅｇｒｏは、ポリトロープ（ｐｏｌｙｔｒｏｐｅ）数ｎを用いて、以下の式（５）で表される。

しかしながら、式（５）で示される状態は、新気吸入前の状態であり、実際の新気吸入後の吸気行程終了時での気筒内状態とは、温度、圧力および密度がともに異なる値となるので、このまま吸気行程終了時に内部ＥＧＲが占める容積と考えることはできない。

そこで、図４（ｃ）に示すように、吸気行程終了時の下死点において、内部ＥＧＲスが占める容積を算出する。なお、図４（ｃ）において、「＠Ｔｅｇｒ」は、「断熱膨張した後の残留ガス温度Ｔｅｇｒにおける容積値」を示し、「＠Ｔｉｎ」は、「吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎにおける容積値」を示している。

内部ＥＧＲ（Ｖｅｘ、Ｐｅｘ、Ｔｅｘ）が断熱膨張して吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎになった時点での内部ＥＧＲ容積Ｖｅｇｒ（図４（ｃ）の左側参照）は、以下の式（６）で表される。

また、断熱膨張した後の残留ガス温度Ｔｅｇｒ（図４（ｃ）の左側参照）を考慮すると、以下の式（７）で表される。

さらに、新気により冷却され、筒内圧は一定で温度のみが変化して吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ［°Ｋ］になった時点での内部ＥＧＲ容積Ｖｅｇｒ’（図４（ｃ）の右側参照）を考慮すると、ボイル・シャルルの法則より、以下の式（８）のように算出することができる。

このように、見なし残留ガス容積Ｖｅｘを温度補正した内部ＥＧＲ容積Ｖｅｘ’が新気吸入後の見なし残留ガス容積（補正後見なし残留ガス容積）となる。
以上のことから、吸気行程終了時に最終的に吸入されている実新気容積Ｖｎｅｗ’（図４（ｃ）の右側参照）は、以下の式（９）で表される。

次に、気筒内に吸入される新気量について考慮する。
まず、図４（ｃ）において、吸気行程終了時の気筒内密度ρｉｎ（ｎ）［ｇ／ｃｍ＾３］および吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ（ｎ）［ｋＰａ］を定義する。
このとき、１行程間のシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）は、気体定数Ｒを用いて、以下の式（１０）で表される。

ここで、吸気行程終了時の実新気容積Ｖｎｅｗ’の気筒内質量ρｉｎ・Ｖｎｅｗ’（実際に入った吸気量）と、インマニ新気質量ρｂ・Ｖｎｅｗ’（体積効率が１００％であれば入っていたと推定される新気量）との比を、吸気効率Ｋｉｎとすると、式（１０）および前述の式（２）から、体積効率補正係数Ｋｖは、以下の式（１１）のように表される。

ところで、式（１１）には行程容積Ｖｃ、最大容積Ｖｍａｘ、補正後見なし残留ガス容積Ｖｅｘ’が含まれているので、特に排気量の異なるエンジンにおいては、設定値に差が生じる。そこで、圧縮比εを用いて記述できるように正規化する。
このとき、気筒内の各容積と圧縮比εとの関係は、以下の式（１２）で表される。

したがって、式（１１）および式（１２）から、体積効率補正係数Ｋｖは、以下の式（１３）のようにも表すことができる。

なお、式（１３）においては、排気終了後の見なし残留ガス容積Ｖｅｘにおける排気質量ρｅｘ・Ｖｅｘ（実際の残留ガス量）と、吸気行程終了時の隙間容積分の気筒内ガスが残留ガスとして残った場合の質量ρｉｎ・Ｖｍｉｎとの比を、排気効率Ｋｅｘとしている。

さらに、吸気行程終了時の内部ＥＧＲ分の容積を算出しているので、この時点での内部ＥＧＲ分の質量と全気筒内ガスの質量との比から、以下の式（１４）のように、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒを算出することができる。

以上の体積効率補正係数Ｋｖおよび内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒを算出する式（１３）、式（１４）を整理して再掲すると、以下の式（１５）のようになる。

式（１５）から明らかなように、体積効率補正係数Ｋｖおよび内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒを算出するためには、吸気効率Ｋｉｎおよび排気効率Ｋｅｘを求める必要がある。
吸気効率Ｋｉｎおよび排気効率Ｋｅｘを算出するためには、エンジン回転速度Ｎｅと、インマニ圧と、吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ１１の位相角とのマップ、として記憶しておく方法が考えられる。

しかしながら、上記のように多数のパラメータのマップとして記憶したのでは、マップ数が膨大となってしまい、従来技術（体積効率補正係数Ｋｖのマップを作成すること）と何ら変わらないので、この発明の実施の形態１においては、近似的な算出処理を行う。
以下、この発明の実施の形態１による吸気効率Ｋｉｎおよび排気効率Ｋｅｘの近似的な算出処理について詳細に説明する。

まず、体積効率補正係数Ｋｖを算出する式（１１）において、吸気効率Ｋｉｎを、以下の式（１６）のように定義する。

式（１６）は、インマニ圧Ｐｂおよびインマニ温Ｔｂに加えて、筒内圧および排温を用いて算出される筒内圧Ｐｉｎおよび筒内温度Ｔｉｎを使用すれば、吸気効率Ｋｉｎが算出可能なことを示している。しかしながら、これらの物理量（筒内圧Ｐｉｎおよび筒内温度Ｔｉｎ）は、従来のエンジン制御では用いられていないパラメータなので、エンジン制御用に使用できる物理量を用いて、筒内圧Ｐｉｎおよび筒内温度Ｔｉｎを推定する必要がある。

まず、図５を参照しながら、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎの算出処理について説明する。
図５は筒内圧センサ（図示せず）で計測した筒内圧と筒内容積との関係（Ｐ−Ｖ線図、両対数表示）の一例を示す説明図である。

図５において、横軸は筒内容積Ｖ［ｃｃ］（対数軸）、縦軸は筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］（対数軸）であり、破線で囲まれた領域は圧縮行程を示している。
ここで、燃焼をともなわない圧縮行程での状態変化は、ポリトロープ変化として知られており、一般に次式で表される。

なお、ポリトロープ変化とは、混合気または燃焼ガスを圧縮する場合に、実際には熱の一部を外気や冷却水などで取られて圧力と温度との関係が等温変化と断熱変化との中間的変化で行われることを意味する。
図５から明らかなように、燃焼前の状態変化は、両対数の座標系で考えると、破線領域のように、傾きが−ｎ（ｎはポリトロープ指数≒１．３〜１．４）の１次関数で表される。

そこで、吸気行程終了時（Ｂ１８０）の筒内圧Ｐｉｎを算出するためには、点火前（燃焼前）の数点（たとえば、破線領域内の×部）から、Ｂ１８０に相当する箇所の筒内圧を推定してその平均値を求めればよい。

図６は上記のように算出した吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎとインマニ圧との関係を示す説明図である。
図６において、横軸はインマニ圧ピーク値（所定クランク角度間、たとえばＢ０５間の最大値）Ｐｂｐ［ｋＰａ］、横軸は吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］であり、吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴを表す数値ＩＮ（＝０、２５、４５）の違いに応じた特性を、それぞれ黒菱形、黒四角、黒三角の点に沿った多項式で示している。

ここで、インマニ圧平均値（所定クランク角度間、たとえばＢ０５間の平均値）ではなく、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐを用いた理由は、インマニ圧平均値よりもインマニ圧ピーク値の方が良好な相関が得られたからである。
そこで、以下の説明では、インマニ圧Ｐｂとして、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐを用いるものとする。

なお、図６は、排気ＶＶＴ１１を考慮していないので、排気ＶＶＴ１１に関わらず、吸気ＶＶＴ１０のみで整理した図である。
図６の特性（多項式）から明らかなように、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎは、排気ＶＶＴ１１に関わらず、吸気ＶＶＴ１０ごとに、原点を通るインマニ圧ピーク値Ｐｂｐの２次関数で近似可能なことが分かる。
このとき、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎは、以下の式（１８）のように表される。

結局、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎとインマニ圧ピーク値Ｐｂｐ（吸気管内圧）との圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐは、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐの１次関数で近似することができる。
このような形で圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐを算出可能な理由は、圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐが、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐが所定値であるときに、どれくらいの圧力比で気筒内にガスを押し込めるかを示す指標である、と言えるからである。

すなわち、圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐは、排気バルブに関わるオーバーラップ量や排気ＶＶＴ１１の位相角ＩｎＶＶＴとは無関係に、吸気バルブに関わる吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴと、吸気バルブの開期間（∝エンジン回転速度Ｎｅ）とによって表されるものであると考えられ、また、排圧Ｐｅｘ（＝大気圧Ｐａ）にも影響しないものと考えられる。

一方、筒内温度Ｔｉｎは、インマニ温Ｔｂ、排温Ｔｅｘおよび内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒから、以下の式（１９）のように算出することができる。

ここで、排温Ｔｅｘについては、計測値に基づきマップ設定（たとえば、エンジン回転速度Ｎｅとインマニ圧とのマップ）してもよく、別途にエンジン制御で算出される熱効率のような指標から計算してもよく、さらに簡単には、固定値（たとえば、８００℃程度）としてもよい。

また、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒも算出する必要があるが、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒは、前述の式（１５）から算出可能である。なお、式（１５）を用いる場合には、後述する排気効率Ｋｅｘを先に算出しておけばよい。
以上により、未知数がなくなるので、式（１６）から吸気効率Ｋｉｎの近似的な算出が可能となる。

次に、排気効率Ｋｅｘの近似的算出処理について説明する。
まず、式（１３）において、排気効率Ｋｅｘを以下の式（２０）のように定義する。

式（２０）において、排温Ｔｅｘ、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎは、吸気効率Ｋｉｎの算出時に求められており、見なし筒内圧Ｐｅｘは、大気圧Ｐａで代用可能であるが、見なし残留ガス容積Ｖｅｘについては、新たに算出する必要がある。
また、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒを用いて算出される筒内温度Ｔｉｎ（式（１９）参照）も使用する必要がある。

そこで、筒内温度Ｔｉｎを用いずに排気効率Ｋｅｘを算出するために、まず、式（１５）に式（１６）を代入して、以下の式（２１）を得る。

ここで、筒内温度Ｔｉｎを削除するために、式（１９）から、排気効率Ｋｅｘを用いて筒内温度Ｔｉｎを表すと、以下の式（２２）となる。

以下、式（２２）を式（２１）に代入すると、以下の式（２３）となる。

式（２３）により、筒内温度Ｔｉｎを用いずに、体積効率補正係数Ｋｖ、筒内圧Ｐｉｎ、インマニ圧Ｐｂなどから排気効率Ｋｅｘを求めることができる。
排気効率Ｋｅｘが算出されれば、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒは、式（１５）から算出可能となり、筒内温度Ｔｉｎは、式（１９）から算出可能となる。

ところで、式（２３）には、未知数である体積効率補正係数Ｋｖが含まれるので、当然のことながら、エンジン１の制御に用いることができない。
そこで、式（２３）を用いて排気効率Ｋｅｘをあらかじめ算出しておき、排気効率Ｋｅｘを近似的に算出する。

図７は式（２３）を用いて算出したインマニ圧ピーク値Ｐｂｐ［ｋＰａ］（横軸）と排気効率Ｋｅｘ（縦軸）との関係を示す説明図である。
なお、図７は、図６と同様に、排気ＶＶＴ１１を考慮していないので、排気ＶＶＴ１１に関わらず、吸気ＶＶＴ１０のみで整理した図である。
ただし、図６とは異なり、図７においては、排気ＶＶＴ１１によっても異なる傾向があることが示されている。

図７から明らかなように、排気効率Ｋｅｘは、Ｐｂｐ＝４５〜９５［ｋＰａ］程度までは、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐと非常に相関がよいが、Ｐｂｐ＝１００［ｋＰａ］以上では、落ち込みがあることが分かる。
そこで、排気効率Ｋｅｘを線形近似し、Ｐｂｐ＝１００［ｋＰａ］以上の落ち込み部については、別途に補正することとする。

図８は所定の吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴにおいて、排気ＶＶＴ１１の位相角ＥｘＶＶＴが変化した場合におけるインマニ圧ピーク値Ｐｂｐ［ｋＰａ］（横軸）と排気効率Ｋｅｘ（縦軸）との関係を示す説明図である。
図８から明らかなように、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐは、４５〜９５［ｋＰａ］程度までは１次関数で良好に近似できることが分かる。

図９は吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴおよび排気ＶＶＴ１１の位相角ＥｘＶＶＴが変化した場合におけるインマニ圧ピーク値Ｐｂｐ（横軸）と排気効率Ｋｅｘ（縦軸）との関係を線形近似した説明図である。
図１０は排気効率Ｋｅｘの算出値（図７）と排気効率Ｋｅｘの線形近似値（図９）との誤差ΔＫｅｘを示す説明図であり、横軸はインマニ圧ピーク値Ｐｂｐ［ｋＰａ］、縦軸は排気効率誤差ΔＫｅｘである。

図９のように、所定位相角以外の吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴおよび排気ＶＶＴ１１の位相角ＥｘＶＶＴにおいても、線形近似した結果が得られる。
また、図１０に示すように、排気効率誤差ΔＫｅｘは、各位相角ＩｎＶＶＴ、ＥｘＶＶＴに関わらず、ほぼ一定である。
よって、図１０に示す多項式近似した排気効率誤差をΔＫｅｘ用いて、線形近似値を補正することにより、排気効率Ｋｅｘを良好に算出することができる。

以上のように、シリンダ吸入空気量算出手段２１内の体積効率補正係数算出手段２２の機能として、吸気効率Ｋｉｎおよび排気効率Ｋｅｘの算出処理と、吸気効率Ｋｉｎおよび排気効率Ｋｅｘを用いた体積効率補正係数Ｋｖおよび内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒの算出処理とが行われる。

次に、図１１〜図１４を参照しながら、体積効率補正係数算出手段２２の具体的な処理機能について詳細に説明する。
図１１は排気効率Ｋｅｘの算出部を示す機能ブロック図であり、図１２は内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒおよび吸気効率Ｋｉｎの算出部を示す機能ブロック図であり、図１３は体積効率補正係数Ｋｖの算出部を示す機能ブロック図である。

また、図１４はこの発明の実施の形態１による体積効率補正係数算出手段２２の全体構成を示す機能ブロック図であり、図１１〜図１３の各算出部（演算内容）を総合的に示している。なお、図１４において、図１１〜図１３内と同一機能のブロックには、同一符号が付されている。

図１４において、体積効率補正係数算出手段２２は、排気効率算出係数設定部（算出ゲイン設定部、算出オフセット設定部）４０１、４０３と、１次関数近似部（乗算器、加算器）４０２、４０４と、Ｋｅｘ補正量設定部４０５と、排気効率算出部（加算器）４０６と、内部ＥＧＲ率算出部（乗算器）５０１と、筒内温度算出部（排温設定部）５０２、５０３と、吸気効率算出係数設定部（算出ゲイン設定部、算出オフセット設定部）５０４、５０５と、１次関数近似部（圧力比算出部）５０６と、吸気効率算出部５０７と、体積効率補正係数算出部６０１と、を備えている。

まず、図１１および図１４を参照しながら、排気効率Ｋｅｘの算出部について説明する。
図１１において、排気効率Ｋｅｘの算出部は、エンジン回転速度Ｎｅと吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴとのマップに基づくＫｅｘ算出ゲイン設定部４０１と、エンジン回転速度Ｎｅと吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴとのマップに基づくＫｅｘ算出オフセット設定部４０３と、エンジン回転速度Ｎｅとインマニ圧比（ピーク値）Ｒｐｐとのマップに基づくＫｅｘ補正量設定部４０５と、Ｋｅｘ算出ゲインの設定値にインマニ圧比（ピーク値）Ｒｐｐを乗算する乗算器４０２と、Ｋｅｘ算出オフセットの設定値と乗算器４０２の乗算結果とを加算する加算器４０４と、Ｋｅｘ補正量（ΔＫｅｘ）の設定値と加算器４０４の加算結果とを加算して排気効率Ｋｅｘを算出する加算器４０６と、を備えている。

Ｋｅｘ算出ゲイン設定部４０１およびＫｅｘ算出オフセット設定部４０３においては、エンジン回転速度Ｎｅと吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴとのマップが、さらに排気ＶＶＴ１１の位相角ＥｘＶＶＴごとに複数設定されている。
これにより、エンジン１の制御中に取得されるエンジン回転速度Ｎｅ、各位相角ＩｎＶＶＴおよびＥｘＶＶＴに基づき、上記マップ値とマップ値間を補間することにより、排気効率Ｋｅｘを算出するための係数となるＫｅｘ算出ゲインおよびＫｅｘ算出オフセットを算出することができる。

なお、Ｋｅｘ算出ゲイン設定部４０１およびＫｅｘ算出オフセット設定部４０３におけるマップデータとしては、エンジン回転速度Ｎｅ、各位相角ＩｎＶＶＴおよびＥｘＶＶＴごとに算出される線形近似の傾きおよび切片（図８参照）が設定されている。

続いて、乗算器４０２および加算器４０４における演算により、排気効率Ｋｅｘの基準値が１次関数近似によって算出される。
なお、図１１の演算においては、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐとして、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐを大気圧Ｐａで正規化したインマニ圧比（ピーク値）Ｒｐｐを用いているが、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐをそのまま用いてもよい。

一方、Ｋｅｘ補正量設定部４０５は、エンジン回転速度Ｎｅとインマニ圧比（ピーク値）Ｒｐｐとのマップデータを用いて、Ｋｅｘ補正量となるΔＫｅｘを算出する。
Ｋｅｘ補正量のマップデータとしては、図１０に示した排気効率誤差ΔＫｅｘが設定されている。

最後に、加算器４０６は、１次関数近似により算出された排気効率Ｋｅｘの基準値と、Ｋｅｘ補正量（＝ΔＫｅｘ）とを加算して、排気効率Ｋｅｘを算出する。
以上により、単純な演算と少ないデータ数とにより、排気効率Ｋｅｘを算出することができる。

次に、図１２および図１４を参照しながら、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒおよび吸気効率Ｋｉｎの算出部について説明する。
図１２において、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒおよび吸気効率Ｋｉｎの算出部は、排気効率Ｋｅｘを圧縮比εで除算する除算器５０１と、エンジン回転速度Ｎｅとインマニ圧比（ピーク値）Ｒｐｐとのマップに基づく排温設定部５０２と、除算器５０１の除算結果、排温Ｔｅｘおよびインマニ温Ｔｂに基づく筒内温度算出部５０３と、エンジン回転速度Ｎｅと吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴとのマップに基づくＰｉｎ算出ゲイン設定部５０４と、エンジン回転速度Ｎｅと吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴとのマップに基づくＰｉｎ算出オフセット設定部５０５と、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐと各設定部５０４、５０５からのＰｉｎ算出ゲインおよびＰｉｎ算出オフセットの設定値とに基づく圧力比算出部５０６と、インマニ温Ｔｂと各算出部５０３、５０６からの算出結果（筒内温度Ｔｉｎ、圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐ）に基づく吸気効率算出部５０７と、を備えている。

まず、除算器５０１は、排気効率Ｋｅｘの算出部（図１１）で算出した排気効率Ｋｅｘと圧縮比εとに基づき、前述の式（１５）を用いて内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒを算出し、排温設定部５０２は、エンジン回転速度Ｎｅとインマニ圧比（ピーク値）Ｒｐｐとのマップに基づき排温Ｔｅｘを算出する。

なお、排温設定部５０２におけるマップデータとしては、エンジン回転速度Ｎｅとインマニ圧ピーク値Ｐｂｐごとの計測値を設定しておけばよい。
または、マップを用いずに、別途にエンジン制御で算出される熱効率のような指標を用いて排温Ｔｅｘを計算してもよく、さらに簡単には、排温Ｔｅｘを固定値（たとえば、８００℃程度）としてもよい。

続いて、筒内温度算出部５０３は、先に算出した内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒおよび排温Ｔｅｘと、別途に計測されるインマニ温Ｔｂとに基づき、前述の式（１９）を用いて吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎを算出する。

一方、Ｐｉｎ算出ゲイン設定部５０４およびＰｉｎ算出オフセット設定部５０５は、エンジン回転速度Ｎｅと吸気ＶＶＴ１０の位相角ＩｎＶＶＴとのマップデータを用いて、圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐを算出するための係数となるＰｉｎ算出ゲインＫｇａｉｎおよびＰｉｎ算出オフセットＫｏｆｓを算出する。

次に、圧力比算出部５０６は、インマニ圧ピーク値Ｐｂｐと、Ｐｉｎ算出ゲインＫｇａｉｎおよびＰｉｎ算出オフセットＫｏｆｓに基づき、前述の式（１８）を用いて圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐを算出する。
最後に、吸気効率算出部５０７は、吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ、インマニ温Ｔｂおよび圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂｐに基づき、前述の式（１８）を用いて吸気効率Ｋｉｎを算出する。

次に、図１３および図１４を参照しながら、体積効率補正係数Ｋｖの算出部について説明する。
図１３において、体積効率補正係数Ｋｖの算出部は、体積効率補正係数算出部６０１を備えている。

体積効率補正係数算出部６０１は、排気効率Ｋｅｘの算出部（図１１）で算出した排気効率Ｋｅｘと、内部ＥＧＲ率Ｒｅｇｒおよび吸気効率Ｋｉｎの算出部（図１２）で算出した吸気効率Ｋｉｎと、圧縮比εとに基づき、前述の式（１５）を用いて体積効率補正係数Ｋｖを算出する。
このように、シリンダ吸入空気量算出手段２１内の体積効率補正係数算出手段２２において、体積効率補正係数Ｋｖを算出することができる。

以上のように、この発明の実施の形態１（図１〜図１４）に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、電子制御スロットル４（スロットルバルブ）の下流側のインテークマニホールド６（吸気管）に設けられたエンジン１（内燃機関）のシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）を推定するために、吸気管からシリンダ内に入る空気量を示す指標である体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を算出する体積効率補正係数算出手段２２（体積効率相当値算出手段）と、体積効率相当値を用いてシリンダ内に実際に吸入される空気量を推定するシリンダ吸入空気量算出手段２１（シリンダ吸入空気量推定手段）と、を備えている。

体積効率補正係数算出手段２２（体積効率相当値算出手段）（図１３、図１４）は、燃焼後の排気ガスがシリンダ内からエキゾーストマニホールド１３（排気管）に排出されずにシリンダ内に残留した残留ガス量を示す指標である排気効率Ｋｅｘと、吸気管からの、残留ガス分を除いてシリンダ内に入る空気量を示す指標である吸気効率Ｋｉｎと、に基づいて体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を算出する。

上記構成によれば、体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を、新気量を表す吸気効率Ｋｉｎと残留ガス量を表す排気効率Ｋｅｘとに基づき算出するので、体積効率相当値を、運転状態に応じて高精度に算出することが可能となる。

また、この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、電子制御スロットル４（スロットルバルブ）の上流側に設置され、スロットルバルブを通過してエンジン１（内燃機関）に吸入される吸入空気量Ｑａ（ｎ）Ｔ（ｎ）を検出するＡＦＳ２（吸入空気量検出手段）と、スロットルバルブを通過した空気がシリンダ内に入るまでの吸気系の応答遅れをモデル化した物理モデルと、を備えている。
この場合、シリンダ吸入空気量算出手段２１（シリンダ吸入空気量推定手段）は、吸入空気量Ｑａ（ｎ）Ｔ（ｎ）、体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）および物理モデルに基づいて、シリンダ内に実際に吸入されるシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）を推定する。

上記構成によれば、ＡＦＳ２による吸気量計測において、単純化された物理モデルと体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）とを用いてシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）を算出するので、少ない適合定数および少ない演算負荷で、エンジン１を好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定することが可能となる。

また、体積効率補正係数算出手段２２（体積効率相当値算出手段）（図１３、図１４）は、吸気効率Ｋｉｎ、排気効率Ｋｅｘおよび圧縮比εに基づく式（１５）を用いて体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を算出するので、理論に基づき、高精度に体積効率相当値を推定することが可能となる。

また、吸気効率Ｋｉｎは、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］、吸気管内圧Ｐｂ［ｋＰａ］、吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ［°Ｋ］および吸気管内温度Ｔｂ［°Ｋ］に基づく式（１６）を用いて算出されるので、理論に基づき、高精度に吸気効率Ｋｉｎを推定することが可能となる。

また、吸気効率Ｋｉｎの算出（式（１６）参照）に用いられる、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎとインマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）との圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂ（Ｐｉｎ／Ｐｂｐ）は、吸気管内圧Ｐｂの１次関数として近似されるので、少ない適合定数および少ない演算負荷で、エンジン１を好適に制御するために十分な精度で吸気効率を推定することが可能となる。

また、排気効率Ｋｅｘは、シリンダ隙間容積（上死点時の容積）Ｖｍｉｎ［ｃｃ］、残留ガス容積Ｖｅｘ［ｃｃ］、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］、排気管内圧Ｐｅｘ［ｋＰａ］、吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ［°Ｋ］および排気温度Ｔｅｘ［°Ｋ］に基づく式（２０）を用いて算出される。
上記構成によれば、式（２０）により排気効率Ｋｅｘを算出するので、理論に基づき、高精度に排気効率Ｋｅｘを推定することが可能となる。

また、排気効率Ｋｅｘは、インマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）の１次関数として近似されるので、少ない適合定数と少ない演算負荷で、エンジン１を好適に制御するために十分な精度で排気効率を推定することが可能となる。

さらに、インマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）として、エンジン１（内燃機関）の所定クランク角度間のインマニ圧ピーク値Ｐｂｐ（吸気管内圧の最大値）が用いられるので、高精度に体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を推定することが可能となる。

この発明の実施の形態１によれば、吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ（可変動弁機構）が設けられた内燃機関の制御装置において、体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を、新気吸入量を表す吸気効率Ｋｉｎ（吸気管からの、残留ガス分を除いたシリンダ内に入る空気量を示す指標：吸気管内圧の１次関数）と、残留ガス量を表す排気効率Ｋｅｘ（燃焼後の排気ガスがシリンダ内から排気管に排出されずにシリンダ内に残留した残留ガス量を示す指標：吸気管内圧の１次関数）と、に基づいて算出するので、運転状態に応じて高精度に体積効率相当値を算出することができる。これにより、吸気系の物理モデルによりシリンダ内に実際に吸入される空気量を高精度に推定することができる。

また、吸気系の単純化した物理モデルと、単純化した物理モデルにて使用する体積効率補正係数とを近似的に算出することにより、膨大なメモリ容量を必要とせずに、少ない適合定数および少ない演算負荷で、エンジン１を好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定することができる。

実施の形態２．
なお、上記実施の形態１（図１、図２）では、吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ１１を備えたエンジン１において、吸気管の電子制御スロットル４の上流側に設けられたＡＦＳ２により空気量を計測するＡＦＳ方式の構成例を示したが、ＡＦＳ２を用いずに、図１５および図１６のように、エンジン１のインマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）を計測するインマニ圧センサ７を設け、インマニ圧センサ７により計測されるインマニ圧Ｐｂとエンジン回転速度Ｎｅとから、シリンダに吸入される空気量を推定するＳ／Ｄ（Ｓｐｅｅｄ／Ｄｅｎｓｉｔｙ）方式の構成を用いてもよい。

図１５はこの発明の実施の形態２に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置を概略的に示す構成図であり、図１６はこの発明の実施の形態２によるエンジンおよびエンジン制御部を概略的に示すブロック構成図である。
図１５、図１６において、前述（図１、図２参照）と同様のものについては、前述と同一符号が付され、前述と対応するものについては、符号の後に「Ａ」が付されている。

この発明の実施の形態２においては、前述の実施の形態１と共通点が多いので、前述（図１、図２）との相違点を中心に説明する。
図１５および図１６において、図１および図２との相違点は、エンジン１の吸気系の上流側に吸入空気量を測定するＡＦＳ２が設けられていない点のみである。

図１５において、エンジン１の吸気系には、吸入空気量を調整するために電子的に制御される電子制御スロットル４が設けられている。
また、電子制御スロットル４には、開度を測定するためのスロットル開度センサ３が設けられている。

さらに、電子制御スロットル４の下流側には、サージタンク５およびインテークマニホールド６内を含む空間（インマニ）の圧力（インマニ圧Ｐｂ）を測定するインマニ圧センサ７と、インマニ内の温度（インマニ温Ｔｂ）を測定する吸気温センサ８とが設けられている。

インテークマニホールド６の吸気バルブ近傍には、燃料を噴射するためのインジェクタ９が設けられ、吸気バルブおよび排気バルブには、バルブタイミングを可変するための吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ１１がそれぞれ設けられている。
また、シリンダヘッドには、シリンダ内で火花を発生させる点火プラグを駆動するための点火コイル１２が設けられている。さらに、エキゾーストマニホールド１３には、図示しないＯ２センサや触媒が設けられている。

図１６において、ＥＣＵ２０Ａには、スロットル開度センサ３で測定された電子制御スロットル４の開度と、インマニ圧センサ７で測定されたインマニ圧Ｐｂと、吸気温センサ８で測定されたインマニ温Ｔｂと、大気圧センサ１４で測定された大気圧Ｐａと、が入力される。

なお、大気圧Ｐａを測定する大気圧センサ１４に代えて、大気圧Ｐａを推定する手段を用いてもよく、またはＥＣＵ２０Ａに内蔵された大気圧センサを用いてもよい。
また、上記以外の各種センサ（図示しないアクセル開度センサやクランク角度センサなど）からもＥＣＵ２０Ａに測定値が入力される。

ＥＣＵ２０Ａ内のシリンダ吸入空気量算出手段２１Ａ（詳細については後述する）においては、インマニ圧センサ７で測定されたインマニ圧Ｐｂからシリンダ吸入空気量が算出される。
ＥＣＵ２０Ａは、シリンダ吸入空気量算出手段２１Ａで算出されたシリンダ吸入空気量に基づき、インジェクタ９および点火コイル１２を駆動制御する。

また、ＥＣＵ２０Ａは、入力された各種データ（アクセル開度など）から目標トルクを算出し、算出された目標トルクを達成するための目標シリンダ吸入空気量を算出し、目標シリンダ吸入空気量が達成されるように、目標スロットル開度、目標吸気ＶＶＴ位相角および目標排気ＶＶＴ位相角を算出し、これらの目標値を達成するように、電子制御スロットル４の開度、吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ１１の各位相角ＩｎＶＶＴ、ＥｘＶＶＴを制御する。さらに、図示しない他の各種アクチュエータも必要に応じて制御する。

次に、図１５を参照しながら、シリンダ吸入空気量算出手段２１Ａ、つまり、インマニ圧センサ７で計測されるインマニ圧Ｐｂからシリンダ吸入空気量を算出するための吸気系の物理モデルについて詳細に説明する。

Ｓ／Ｄ方式のシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）の算出式は、基本的には前述の式（２）のインマニ内の新気密度および１行程間の平均値ρｂ（ｎ）を用いており、さらに状態方程式（Ｐ＝ρＲＴ）により、インマニ圧Ｐｂ（ｎ）およびインマニ温Ｔｂ（ｎ）を用いた以下の式（２４）で表される。

なお、式（２４）内の各物理量の定義は、前述の実施の形態１と同じである。
Ｓ／Ｄ方式の場合、ＡＦＳ２を用いておらず、吸入空気量Ｑａ（ｎ）Ｔ（ｎ）を計測することができないので、以下の式（２５）で表される空燃比Ａ／Ｆを用いることにより、エンジン制御定数の適合時に、体積効率補正係数Ｋｖを算出することが可能である。

式（２５）において、Ｑｆ（ｎ）は燃料噴射量であり、通常、インジェクタ９の流量特性とインジェクタ９の駆動パルス幅とにより算出することができる。

次に、図１７のフローチャートを参照しながら、式（２４）をＥＣＵ２０Ａ内で実現する処理手順、すなわち、シリンダ吸入空気量算出手段２１Ａを、所定のクランク角度ごとの割込み処理（たとえば、Ｂ０５処理）内で実行する手順について、詳細に説明する。

図１７はこの発明の実施の形態２によるシリンダ吸入空気量の算出処理を示すフローチャートであり、各ステップ７０２〜７０４は、それぞれ、前述（図３）の各ステップ３０２、３０１、３０６に対応している。
図１７において、シリンダ吸入空気量算出手段２１Ａは、まず、１行程間のインマニ圧平均値Ｐｂ（ｎ）［ｋＰａ］を算出する（ステップ７０１）。

ステップ７０１の算出処理を実現するためには、たとえば、インマニ圧センサ７の出力電圧を、１．２５ｍｓごとにサンプリングしながら積算していき、前回の割込み処理から今回の割込み処理までの間の積算値を積算回数で除算すればよい。これにより、１行程間のインマニ圧平均値Ｐｂ（ｎ）［ｋＰａ］を算出することができる。

続いて、体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）を算出する（ステップ７０２）。
ステップ７０２の処理は、体積効率補正係数算出手段２２Ａに相当し、体積効率補正係数算出手段２２Ａ内の体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）の算出部は、前述（図１３参照）と同じ演算処理を行う。

続いて、式（２４）により実シリンダ吸入空気量の演算を行い（ステップ７０３）、最後にステップ７０３で算出された実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］の格納を行い（ステップ７０４）、図１７の処理ルーチンを終了する。
図１７のように、体積効率補正係数Ｋｖ（ｎ）を用いた単純な演算処理により、高精度に実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］の算出を行うことができる。

これにより、前述のＡＦＳ方式においても、この発明の実施の形態２によるＳ／Ｄ方式においても、吸気系の単純化した物理モデルにより、実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］の算出を行うことができる。
また、実シリンダ吸入空気量の算出の過程で必要となる体積効率補正係数Ｋｖは、近似的に算出することにより、膨大なメモリ容量を必要とせず、少ない適合定数と少ない演算負荷でエンジン１を好適に制御するために十分な精度で算出することができる。

以上のように、この発明の実施の形態２（図１５〜図１７）に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、電子制御スロットル４（スロットルバルブ）の下流側のインテークマニホールド６（吸気管）に設けられたエンジン１（内燃機関）のシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）を推定するために、吸気管からシリンダ内に入る空気量を示す指標である体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を算出する体積効率補正係数算出手段２２Ａ（体積効率相当値算出手段）と、体積効率相当値を用いてシリンダ内に実際に吸入される空気量を推定するシリンダ吸入空気量算出手段２１Ａ（シリンダ吸入空気量推定手段）と、を備えている。

体積効率補正係数算出手段２２Ａ（体積効率相当値算出手段）は、燃焼後の排気ガスがシリンダ内からエキゾーストマニホールド１３（排気管）に排出されずにシリンダ内に残留した残留ガス量を示す指標である排気効率Ｋｅｘと、吸気管からの、残留ガス分を除いてシリンダ内に入る空気量を示す指標である吸気効率Ｋｉｎと、に基づいて体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を算出する。
上記構成によれば、体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を、新気量を表す吸気効率Ｋｉｎと残留ガス量を表す排気効率Ｋｅｘとに基づき算出するので、体積効率相当値を、運転状態に応じて高精度に算出することが可能となる。

また、この発明の実施の形態２に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、吸気管内の圧力をインマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）として検出するインマニ圧センサ７（吸気管内圧検出手段）を備えている。
この場合、シリンダ吸入空気量算出手段２１Ａ（シリンダ吸入空気量推定手段）は、吸気管内圧および体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）に基づいてシリンダ内に実際に吸入される空気量を推定する。

上記構成によれば、Ｓ／Ｄによる吸気量計測において、単純化された物理モデルと体積効率相当値を用いてシリンダ吸入空気量を算出するので、少ない適合定数と少ない演算負荷で、エンジンを好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定することが可能となる。

また、体積効率補正係数算出手段２２Ａ（体積効率相当値算出手段）は、吸気効率Ｋｉｎ、排気効率Ｋｅｘおよび圧縮比εに基づく式（１５）を用いて体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を算出するので、理論に基づき、高精度に体積効率相当値を推定することが可能となる。

また、吸気効率Ｋｉｎは、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］、吸気管内圧Ｐｂ［ｋＰａ］、吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ［°Ｋ］および吸気管内温度Ｔｂ［°Ｋ］に基づく式（１６）を用いて算出されるので、理論に基づき、高精度に吸気効率Ｋｉｎを推定することが可能となる。

また、吸気効率Ｋｉｎの算出（式（１６）参照）に用いられる、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎとインマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）との圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂは、吸気管内圧の１次関数として近似されるので、少ない適合定数および少ない演算負荷で、エンジン１を好適に制御するために十分な精度で吸気効率を推定することが可能となる。

また、排気効率Ｋｅｘは、シリンダ隙間容積（上死点時の容積）Ｖｍｉｎ［ｃｃ］、残留ガス容積Ｖｅｘ［ｃｃ］、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］、排気管内圧Ｐｅｘ［ｋＰａ］、吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ［°Ｋ］および排気温度Ｔｅｘ［°Ｋ］に基づく式（２０）を用いて算出されるので、理論に基づき、高精度に排気効率Ｋｅｘを推定することが可能となる。

また、排気効率Ｋｅｘは、インマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）の１次関数として近似されるので、少ない適合定数と少ない演算負荷で、エンジン１を好適に制御するために十分な精度で排気効率を推定することが可能となる。
さらに、インマニ圧Ｐｂ（吸気管内圧）として、エンジン１（内燃機関）の所定クランク角度間のインマニ圧ピーク値Ｐｂｐ（吸気管内圧の最大値）が用いられるので、高精度に体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を推定することが可能となる。

この発明の実施の形態２によれば、吸気ＶＶＴ１０および排気ＶＶＴ（可変動弁機構）が設けられた内燃機関の制御装置において、体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を、新気吸入量を表す吸気効率Ｋｉｎと残留ガス量を表す排気効率Ｋｅｘとに基づいて算出するので、運転状態に応じて高精度に体積効率相当値を算出することができる。

また、吸気系の単純化した物理モデルと、単純化した物理モデルにて使用する体積効率補正係数とを近似的に算出することにより、膨大なメモリ容量を必要とせずに、少ない適合定数および少ない演算負荷で、エンジン１を好適に制御するために十分な精度でシリンダ吸入空気量を推定することができる。

すなわち、燃焼後の排気ガスがシリンダ内からエキゾーストマニホールド１３（排気管）に排出されずにシリンダ内に残留した残留ガス量を示す指標である排気効率Ｋｅｘ（吸気管内圧の１次関数）と、インテークマニホールド６（吸気管）から、残留ガス分を除いてシリンダ内に入る空気量を示す指標である吸気効率Ｋｉｎ（吸気管内圧の１次関数）とに基づき、体積効率補正係数Ｋｖ（体積効率相当値）を算出するので、少ない適合定数で高精度に推定することができる。

さらに、前述のＡＦＳ方式に限らず、Ｓ／Ｄ方式においても、吸気系の単純化した物理モデルにより実シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）Ｔ（ｎ）［ｇ］の算出を行うことができ、また、実シリンダ吸入空気量の算出の過程で必要となる体積効率補正係数Ｋｖを近似的に算出することにより、膨大なメモリ容量を必要とすることなく十分な精度で算出が可能となる。

１ エンジン（内燃機関）、２ ＡＦＳ（吸入空気量検出手段）、３ スロットル開度センサ、４ 電子制御スロットル（スロットルバルブ）、５ サージタンク、６ インテークマニホールド、７ インマニ圧センサ（吸気管内圧検出手段）、８ 吸気温センサ、９ インジェクタ、１０ 吸気ＶＶＴ、１１ 排気ＶＶＴ、１２ 点火コイル、１３ エキゾーストマニホールド、１４ 大気圧センサ、２０、２０Ａ ＥＣＵ（電子制御ユニット）、２１、２１Ａ シリンダ吸入空気量算出手段、２２、２２Ａ 体積効率補正係数算出手段、５０１ 内部ＥＧＲ率算出部（除算器）、５０３ 筒内温度算出部、５０６ 圧力比算出部、５０７ 吸気効率算出部、６０１ 体積効率補正係数算出部、ＥｘＶＶＴ 排気ＶＶＴの位相角、ＩｎＶＶＴ 吸気ＶＶＴの位相角、Ｋｅｘ 排気効率、Ｋｉｎ 吸気効率、Ｋｖ 体積効率補正係数（体積効率相当値）、Ｐａ 大気圧、Ｐｂ インマニ圧（吸気管内圧）、Ｐｂ（ｎ） インマニ圧平均値、Ｐｂｐ インマニ圧ピーク値、Ｐｅｘ 排圧（有効排気バルブ閉成時の筒内圧：排気管内圧）、Ｐｉｎ 筒内圧、Ｐｉｎ／Ｐｂ、Ｐｉｎ／Ｐｂｐ 圧力比、Ｑａ 吸入空気量（実吸入空気量）、Ｑａ（ｎ） 吸入空気量（平均値）、Ｑｃ シリンダ吸入空気量（実シリンダ吸入空気量）、Ｑｃ（ｎ） シリンダ吸入空気量（平均値）、Ｒｅｇｒ 内部ＥＧＲ率、Ｔｂ インマニ温（吸気管内温度）、Ｔｅｇｒ 残留ガス温度、Ｔｅｘ 排気温度（有効排気バルブ閉成時の筒内温度）、Ｔｉｎ 筒内温度、Ｖｅｘ 残留ガス容積、Ｖｍａｘ 最大容積、Ｖｍｉｎ 隙間容積、Ｖｎｅｗ 実新気容積、Ｖｓ 吸気管容積、ΔＫｅｘ 排気効率誤差、ε 圧縮比、ρｂ インマニ新気質量（平均値）、ρｅｘ 排気質量、ρｉｎ 気筒内密度。

Claims (9)

1. スロットルバルブの下流側の吸気管に設けられた内燃機関のシリンダ吸入空気量を推定するために、
   前記吸気管から前記シリンダ内に入る空気量を示す指標である体積効率相当値を算出する体積効率相当値算出手段と、
   前記体積効率相当値を用いて前記シリンダ内に実際に吸入される空気量を推定するシリンダ吸入空気量推定手段と、
   を備えた内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、
   前記体積効率相当値算出手段は、
   燃焼後の排気ガスが前記シリンダ内から排気管に排出されずに前記シリンダ内に残留した残留ガス量を示す指標である排気効率と、
   前記吸気管からの、前記残留ガス分を除いて前記シリンダ内に入る空気量を示す指標である吸気効率と、
   シリンダ隙間容積（上死点時の容積）に対するシリンダ最大容積（下死点での容積）の比を示す圧縮比と、に基づいて前記体積効率相当値を算出することを特徴とする内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
2. 前記スロットルバルブの上流側に設置され、前記スロットルバルブを通過して前記内燃機関に吸入される吸入空気量を検出する吸入空気量検出手段と、
   前記スロットルバルブを通過した空気が前記シリンダ内に入るまでの吸気系の応答遅れをモデル化した物理モデルと、を備え、
   前記シリンダ吸入空気量推定手段は、前記吸入空気量、前記体積効率相当値および前記物理モデルに基づいて、前記シリンダ内に実際に吸入される空気量を推定することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
3. 前記吸気管内の圧力を吸気管内圧として検出する吸気管内圧検出手段を備え、
   前記シリンダ吸入空気量推定手段は、前記吸気管内圧および前記体積効率相当値に基づいて前記シリンダ内に実際に吸入される空気量を推定することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
4. 前記体積効率相当値算出手段は、吸気効率Ｋｉｎ、排気効率Ｋｅｘおよび圧縮比εに基づく以下の式（１）、
   

   

   を用いて体積効率相当値Ｋｖを算出することを特徴とする請求項１から請求項３までのいずれか１項に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
5. 前記吸気効率Ｋｉｎは、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］、吸気管内圧Ｐｂ［ｋＰａ］、吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ［°Ｋ］、吸気管内温度Ｔｂ［°Ｋ］に基づく以下の式（２）、
   

   

   を用いて算出されることを特徴とする請求項４に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
6. 前記吸気効率の算出に用いられる、前記吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎと前記吸気管内圧Ｐｂとの圧力比Ｐｉｎ／Ｐｂは、前記吸気管内圧の１次関数として近似されることを特徴とする請求項５に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
7. 前記排気効率Ｋｅｘは、シリンダ隙間容積（上死点時の容積）Ｖｍｉｎ［ｃｃ］、残留ガス容積Ｖｅｘ［ｃｃ］、吸気行程終了時の筒内圧Ｐｉｎ［ｋＰａ］、排気管内圧Ｐｅｘ［ｋＰａ］、吸気行程終了時の筒内温度Ｔｉｎ［°Ｋ］および排気温度Ｔｅｘ［°Ｋ］に基づく以下の式（３）、
   

   

   を用いて算出されることを特徴とする請求項４に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
8. 前記排気効率は、前記吸気管内圧の１次関数として近似されることを特徴とする請求項７に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
9. 前記吸気管内圧として、前記内燃機関の所定クランク角度間の吸気管内圧の最大値が用いられることを特徴とする請求項５から請求項８までのいずれか１項に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。

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