JP4056776B2

JP4056776B2 - 内燃機関の制御装置

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Publication number: JP4056776B2
Application number: JP2002094562A
Authority: JP
Inventors: 文寛片倉; 浩小林; 栄二橋上; 淳石井; 山口　　聡
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 2002-03-29
Filing date: 2002-03-29
Publication date: 2008-03-05
Anticipated expiration: 2022-03-29
Also published as: JP2003293821A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の制御装置に関し、特に排気還流機構を備える内燃機関の制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
特開平６−２６３８３号公報には、ターボチャージャ及び排気還流機構を備えたディーゼル機関の吸入空気量をできる限り正確に求めるために、機関回転数、燃料量、排気還流率、並びにターボチャージャのコンプレッサのパワー及びタービンのパワーとの比較に基づいて、吸入空気量を推定する制御システムが提案されている。
【０００３】
また計測自動制御学会論文集（Vol.35, No.2,230/237(1999)）に掲載された「エンジン制御系設計・評価のための排気ガス再循環モデル」と題する論文には、完全燃焼時の化学反応式にしたがって燃焼が進むと仮定した燃焼系モデルを用いて、燃焼により生成されるＣＯ₂，Ｏ₂，Ｈ₂Ｏといった排気成分のそれぞれのモル数を算出し、排気系モデル、排気環流系モデル、及び吸気系モデルに適用することが示されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
燃料に対する空気の比率を理論空燃比より大きくして希薄燃焼を行う内燃機関においては、燃焼室より排出される排気中にも比較的多くの酸素が含まれている。その排気が排気還流機構を介して燃焼室に環流されるため、燃焼室に実際に流入する酸素の量は、新気として吸入される量より多くなる。上記特開平６−２６３８３号公報に記載のシステムにおいては、排気還流率は考慮されているが、環流ガスに含まれるガス成分については考慮されていない。すなわち、環流ガスに含まれる酸素の量を考慮した演算が行われないので、推定された吸入空気量に応じて最大燃料噴射量を設定すると、燃料噴射量は実際に噴射可能な量よりを少ない噴射量に制限されることになる。その結果、内燃機関の十分な出力を得ることができず、運転性能を損なうおそれがあった。
【０００５】
また排気還流機構より上流側に設けたエアフローセンサで吸入空気量を実際に検出する場合も、排気系から環流される空気量は検出されないので、同様に実際に噴射可能な量よりも燃料供給量が制限される。
さらに、上記論文集に掲載された論文に示された手法は、排気中に含まれる成分毎にそれぞれモル数の移動を計算する必要があるため、演算量が多くなりすぎる。したがって、この手法はエンジン制御系設計評価のための手法としては使用可能であるが、内燃機関のリアルタイム制御には適していない。
【０００６】
本発明はかかる問題を解決するためになされたものであり、排気還流機構を備えた内燃機関の燃焼室に供給されるガス中の空気（酸素）の量を少ない演算量で精度よく推定し、内燃機関をより適切に制御する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。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するため請求項１に記載の発明は、排気還流機構を備える内燃機関に供給される空気量を推定する吸入空気量推定手段を備え、推定される空気量に基づいて前記機関を制御する内燃機関の制御装置において、前記吸入空気量推定手段は、前記機関の吸気系をモデル化した吸気系モデル（３６）と、前記機関の燃焼室をモデル化した燃焼室モデル（３７）と、前記機関の排気系をモデル化した排気系モデル（３８）と、前記排気還流機構をモデル化した排気還流系モデル（３９）とを含む機関システムモデルを用いて、前記燃焼室に供給される空気量（Ｇ cyl_in_air ）の推定を行い、前記機関システムモデルでは、前記各モデル間で受け渡すパラメータとして、ガス質量流量（Ｇ）、ガス成分質量比（λ）、ガス温度（Ｔ）、及びガス圧力（Ｐ）を用い、前記ガス成分質量比（λ）は、空気と、前記燃焼室における完全燃焼によって生成される、空気以外の燃焼ガスとの質量比であり、前記燃焼ガスは二酸化炭素、窒素及び水蒸気を成分とし、各成分の比率は一定として取り扱うこととし、前記燃焼室に供給される空気量（Ｇ cyl_in_air ）は、前記燃焼室に流入するガスの圧力（Ｐ cyl_in ）及び温度（Ｔ cyl_in ）と、前記機関の回転数（Ｎｅ）と、前記燃焼室に流入するガスに対応するガス成分質量比（λ cyl_in ）とに応じて算出されることを特徴とする。
【０００８】
この構成によれば、吸気系モデル、燃焼室モデル、排気系モデル、及び排気還流系モデルを含む機関システムモデルを用いて、機関燃焼室に供給される空気量の推定が行われ、前記機関システムモデルでは、各モデルにおけるガス組成を表すパラメータとして、空気と、機関燃焼室における完全燃焼によって生成される、空気以外の燃焼ガスとの質量比が用いられる。すなわち、従来のように排気中に含まれる各成分毎のモル数（複数パラメータ）を用いずに、空気とそれ以外の燃焼ガスとの比率（単一パラメータ）が用いられるので、排気還流機構を介して接続された排気管及び吸気管内における空気量を、少ない演算量で正確に推定することができ、機関燃焼室に流入する空気量（酸素量）を正確に推定することが可能となる。その結果、上記機関システムモデルに基づいて推定される燃焼室流入空気量を、内燃機関のリアルタイム制御に適用し、例えば燃料供給量の不足を防止することができる。また各モデル間で受け渡すパラメータとして、ガス質量流量、ガス成分質量比、ガス温度、及びガス圧力を用いることにより、機関システム内のガス挙動を正確に把握することができ、燃焼室に供給される空気量の推定精度を向上させることができるとともに、モデルを再利用する際の利便性を高めることができる。さらに燃焼ガスは二酸化炭素、窒素及び水蒸気を成分とし、各成分の比率は一定として取り扱うことにより、燃焼ガスの比熱を定数として取り扱うことが可能となり、演算量を低減することができる。
【００１２】
【発明の実施の形態】
以下本発明の実施の形態を図面を参照して説明する。
図１は本発明の一実施形態にかかる内燃機関と、その制御装置の構成を示す図である。内燃機関（以下「エンジン」という）１は、シリンダ内に燃料を直接噴射する直噴式のエンジンであり、各気筒に燃料噴射弁１１が設けられている。燃料噴射弁１１は、電子制御ユニット（以下「ＥＣＵ」という）２０に電気的に接続されており、燃料噴射弁１１の開弁時間は、ＥＣＵ２０により制御される。
【００１３】
エンジン１は、吸気管２，排気管４、及びターボチャージャ８を備えている。ターボチャージャ８は、排気の運動エネルギーにより駆動されるタービン１０と、タービン１０により回転駆動され、吸気の圧縮を行うコンプレッサ９とを備えている。コンプレッサ９の下流側には、圧縮された空気を冷却するインタークーラ３が設けられている。
【００１４】
タービン１０は、ノズル開度を変化させることにより、タービン回転数（回転速度）を変更できるように構成されている。タービン１０のノズル開度は、ＥＣＵ２０により電磁的に制御される。より具体的には、ＥＣＵ２０は、デューティ比可変の制御信号をタービン１０に供給し、これによってノズル開度を制御する。
【００１５】
排気管４と吸気管２との間には、排気を吸気管２に環流する排気還流通路５が設けられている。排気還流通路５には、排気還流量を制御するための排気還流弁（以下［ＥＧＲ弁」という）６が設けられている。ＥＧＲ弁６は、ソレノイドを有する電磁弁であり、その弁開度はＥＣＵ２０により制御される。ＥＧＲ弁６には、その弁開度（弁リフト量）ＬＡＣＴを検出するリフトセンサ７が設けられており、その検出信号はＥＣＵ２０に供給される。排気還流通路５及びＥＧＲ弁６より、排気還流機構が構成される。
【００１６】
エンジン１により駆動される車両のアクセルペダル（図示せず）の踏み込み量ＡＰを検出するアクセルセンサ２１、大気圧ＰＡを検出する大気圧センサ２２、大気温度ＴＡを検出する大気温度差センサ２３、及びエンジン回転数（回転速度）Ｎｅを検出するエンジン回転数センサ２４が設けられている。これらのセンサの検出信号は、ＥＣＵ２０に供給される。
【００１７】
ＥＣＵ２０は、各種センサからの入力信号波形を整形し、電圧レベルを所定レベルに修正し、アナログ信号値をデジタル信号値に変換する等の機能を有する入力回路、中央演算処理ユニット（以下「ＣＰＵ」という）、ＣＰＵで実行される各種演算プログラム及び演算結果等を記憶する記憶回路、燃料噴射弁１１、ＥＧＲ弁６などに駆動信号を供給する出力回路等から構成される。
【００１８】
ＥＣＵ２０は、アクセルセンサ２１により検出されるアクセルの踏み込み量ＡＰに応じて燃料噴射弁１１の開弁時間ＴＯＵＴを算出し、開弁時間ＴＯＵＴに応じた駆動信号を燃料噴射弁１１に供給する。燃料噴射弁１１から噴射される燃料量は、燃料噴射時間ＴＯＵＴに比例するので、以下「燃料噴射量ＴＯＵＴ」という。
【００１９】
ＥＣＵ２０は、さらに、以下に詳述するエンジンモデルに基づいて、エンジン１の吸入空気量の推定値ＱＥを算出し、その吸入空気量推定値ＱＥに応じて燃料噴射量の最大値ＴＯＵＴＭＡＸを算出し、燃料噴射量ＴＯＵＴが吸入空気量に応じた最大値ＴＯＵＴＭＡＸを超えないように制御する。
【００２０】
ＥＣＵ２０は、さらに吸入空気量推定値ＱＥに基づいて、排気還流量及び過給圧を決定し、ＥＧＲ弁６のリフト量（開弁量）及びタービン１０のノズル開度を制御する。
【００２１】
本実施形態では、エンジン１、吸気管２、インタークーラ３、排気管３、排気還流機構、及びターボチャージャ８からなるエンジンシステムのモデルを、各構成要素毎のモデルの組み合わせで定義し、そのモデルに基づいてエンジンシステム内のガスの挙動を推定している。図２は、このエンジンシステムモデルの構成を示すブロック図である。この図に示すように、エンジンシステムモデルは、ターボチャージャ８をモデル化したターボチャージャモデル３１と、インタークーラ３をモデル化したインタークーラモデル３５と、吸気管２をモデル化した吸気管モデル３６と、エンジン１をモデル化したシリンダモデル３７と、排気管４をモデル化した排気管モデル３８と、排気還流機構をモデル化したＥＧＲモデル３９とからなる。またターボチャージャモデル３１は、コンプレッサ９をモデル化したコンプレッサモデル３２と、タービン１０をモデル化したタービンモデル３４と、タービン回転数を演算するためのタービン回転数演算モデル３３とからなる。
【００２２】
図２に示した各構成要素のモデルは、分布定数系の厳密モデルではなく、集中定数系の近似モデルである。近似モデルによっても、十分な推定精度を得ることができることが確認されており、近似モデルを用いることにより、必要な演算量を大幅に低減することができる。
【００２３】
さらに図２に示すモデルでは、各構成要素に対応するモデル間の入出力パラメータとして、各構成要素間を流れるガスのエネルギーを算出にかかるパラメータを採用した。すなわち、ガスエネルギーの算出に直接かかわるガス質量流量、ガス成分比、及び温度と、質量流量の算出に必要な圧力とを用いることとした。図２に示すＧ、λ、Ｔ、及びＰが、それぞれ質量流量、ガス成分比、温度、及び圧力を示している。なお、ターボチャージャモデル３１の内部では、タービン回転数ＮＴ及びトルクＭをパラメータとして用いている。タービンモデル３４では、ノズル開度に対応する有効開口面積ＳＮを入力パラメータとして用い、ＥＧＲモデル３９では、ＥＧＲ弁６の開弁量に対応する有効開口面積ＳＥを入力パラメータとして用いる。さらにシリンダモデル３７では、エンジン回転数Ｎｅ及び燃料供給流量ＧＦを入力パラメータとして用いる。
【００２４】
このように、各構成要素毎のモデルの組み合わせによって全体のシステムモデルを構築し、エネルギー算出にかかるパラメータ（Ｇ、λ、Ｔ、Ｐ）を各モデル間の入出力パラメータとして用いることにより、モデルを再利用する際の利便性（再利用性）を高めることができる。すなわち、一度構築したモデルを他のシステムに容易に適用することが可能となる。
【００２５】
以下図２に示すエンジンシステムモデルをより詳細に説明する。
エンジンシステムを流れるガスは、ターボチャージャ８による圧縮と膨張，インタークーラ３での冷却，シリンダ（エンジン１）での燃焼そして排気還流機構によるガス混合によって圧力，温度，ガス成分がさまざまに変化する。そして、その変化は気体状態方程式（式（１））で表す複数パラメータの従属的な関係によって成り立っている。
ｐｖ＝ｍＲＴ（１）
ここで、ｐは圧力［Ｐａ］、ｖは容積［ｍ³］、ｍは質量［ｋｇ］、Ｒはガス定数［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］、Ｔは温度［Ｋ］である。
【００２６】
エンジンシステムを構成する要素の機能によってさまざまに変化するガスの状態は，エネルギー保存則と質量保存則の考え方を適用することで，例えばインタークーラ３での冷却は、物質交換が無いため熱エネルギーの減少として捕らえることができ，また排気還流によるガス混合は物質交換であるから、空気と環流ガスがそれぞれ持つエネルギーと質量の加算として考えることができる。このようにガスを取り巻くさまざまな現象をエネルギーと質量の単純な加減演算で表すことで，温度や圧力といった測定可能な物理量に換算することが容易になる。
【００２７】
ガスのエネルギーは、下記式（２）で算出されるエネルギー流量Ｈ［Ｊ／ｓ］として把握される。
Ｈ＝Ｇ・ｃ_P・Ｔ（２）
ここで、Ｇは質量流量［ｋｇ／ｓ］、ｃ_Pは定圧比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］、Ｔは温度［Ｋ］である。
【００２８】
ガス成分によって変化する比熱は、ガス成分とその質量割合によって決定される。特にＥＧＲ弁６は、排気の還流量を常に調整するものであるから，空気と排気の混合割合とともに比熱も常に変化する。そのためモデル計算においても吸気管２内のガス比熱は常に計算する必要がある．
【００２９】
排気のうち燃焼によって発生したガスは，二酸化炭素ＣＯ₂と水Ｈ₂Ｏのみを取り扱い、ＮＯｘ（窒素酸化物），ＣＯ（一酸化炭素），ＨＣ（炭化水素）は通常燃焼では微量であるため、除外した。また空気（Ｎ₂，Ｏ₂）と燃料（Ｃ_nＨ_m）が理想空燃比で反応した（燃料が完全燃焼した）後に生成されるＣＯ₂、Ｎ₂（窒素）およびＨ₂Ｏをまとめて「燃焼ガス」と定義し，モデルで扱うガスはこの燃焼ガスと空気の２種類のみとした。燃焼ガスの成分は常に一定とし，その比熱Ｃ_cmbを定数として取り扱うこととした。燃焼ガス比熱Ｃ_cmbは、下記式（３）により算出される。
【００３０】
【数１】

【００３１】
ここで、ｎは１モル燃料中の炭素含有量［ｍｏｌ］、ＣＯ₂は、二酸化炭素分子量［ｇ／ｍｏｌ］、ｃ_CO2は二酸化炭素比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］、ｍは１モル燃料中の水素含有量［ｍｏｌ］、Ｈ₂Ｏは水分子量［ｇ／ｍｏｌ］、ｃ_H2Oは水（水蒸気）比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］、χは空気中の酸素に対する窒素容量割合、Ｎ₂は窒素分子量［ｇ／ｍｏｌ］、ｃ_N2は窒素比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］である。
【００３２】
このように，エンジンシステム内を流れるガスを空気と燃焼ガスの２つの成分のみとして取り扱うことで、常に変化する比熱の演算量を低減することができる。空気と燃焼ガスの混合ガスの比熱ｃ_mixは、下記式（４）により算出される。
ｃ_mix＝ｃ_air・（１−λ）＋ｃ_cmb・λ （４）
【００３３】
ここで、ｃ_airは空気の比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］、ｃ_cmbは燃焼ガスの比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］、λはガス成分質量比（全ガス量に対する燃焼ガス量の比率）である。
【００３４】
次にターボチャージャモデル３１を構成するコンプレッサモデル３２について説明する。
コンプレッサモデル３２では、コンプレッサ上流圧力Ｐ_{C_in}、コンプレッサ下流圧力Ｐ_{C_out}、コンプレッサ上流ガス温度Ｔ_{C_in}、タービン回転数Ｎ_tbからコンプレッサ上下流の各ガス流量，成分比，下流ガス温度および圧縮に必要な軸トルクを算出する。コンプレッサ上流ガス体積流量Ｑcは，上下流の圧縮比ＰＲ（＝Ｐ_{C_out}／Ｐ_{C_in}）とタービン回転数Ｎ_tbに応じて、図３（ａ）に示すＱcテーブルを検索して算出する（下記式（５））。
【００３５】
次に下記式（６）により、体積流量Ｑc［ｍ³／ｓ］を質量流量Ｇ_{C_in}［ｋｇ／ｓ］に変換する。また、コンプレッサは機能的に物質交換が無く、上下流の各ガス流量および成分比は同じであるため、式（６）及び（７）が成立する。
【００３６】
【数２】

ここで、Ｒ_Cはガス定数である。
【００３７】
コンプレッサ下流ガス温度Ｔ_{C_out}は、空気が圧縮されることで上昇するが、理想的な断熱圧縮に比べて、実際は温度が高くなる傾向を示す。これを表すための無次元量として、コンプレッサの断熱効率η_Cを用いる。コンプレッサ断熱効率η_Cは、圧縮比ＰＲ及び体積流量Ｑ_Cに応じて図３（ｂ）に示すη_Cテーブルを検索することにより算出される。この断熱効率η_Cを下記式（８）に適用して、コンプレッサ下流温度Ｔ_{C_out}が算出される。
【数３】

ここで、Ｔ_{C_in}は、コンプレッサ上流温度、すなわち大気温度ＴＡであり、ｋ_Cは、コンプレッサ通過ガス、すなわち空気の比熱比である。
【００３８】
ガスを圧縮するために用いた機械エネルギーはエネルギーの保存則にもとづき、コンプレッサ上下流のガスエネルギー差に等しいと考えられる。そこで、下記式（９）により、圧縮に必要とする軸トルクＭ_C［Ｎｍ］が算出される。
【数４】

【００３９】
ここで、Ｇ_Cは式（６）により算出されるコンプレッサ通過ガス質量流量［ｋｇ／ｓ］、ｃ_{P_C}は、コンプレッサ通過ガス、すなわち空気の定圧比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］である。
【００４０】
次にタービンモデル３４について説明する。
タービンモデル３４は、可変ノズルを装備したものを想定し、タービン上流圧力Ｐ_{tb_in}、タービン下流圧力Ｐ_{tb_out}、タービン上流ガス温度Ｔ_{tb_in}、タービン回転数Ｎ_tb及びノズル開度（ノズル有効開口面積）Ａ_tbから、タービン通過ガス流量Ｇ_tb（＝Ｇ_{tb_in}＝Ｇ_{tb_out}）、タービン下流ガス温度Ｔ_{tb_out}及び膨張によって得た軸トルクＭ_tbを算出する。ノズル有効開口面積Ａ_tbは、ＥＣＵ２０から出力されるデューティ制御信号のデューティ比に応じて予め設定されたテーブル（図示せず）を参照して求められる。
【００４１】
タービン通過ガス流量Ｇ_tbは、コンプレッサと同様に特性テーブルより算出する方法もあるが，データ量削減を考えてベルヌーイの原理にもとづく物理式により算出することとした。また、コンプレッサと同様に上下流ガスの流量および成分比は同じであるとした。
【００４２】
タービン通過ガス質量流量［ｋｇ／ｓ］は、下記式（１０−１）または（１０−２）により算出される。
【数５】

【００４３】
ここで、Ｐ_{tb_in}はタービン上流圧、Ｐ_{tb_out}はタービン下流圧、ｋ_tbはタービン通過ガス比熱比、Ｒ_tbはタービン通過ガス定数、Ｔ_{tb_in}はタービン上流ガス温度である。
【００４４】
タービン通過ガス比熱比ｋ_tbは、タービン通過ガスの定圧比熱と定容比熱の比であり、タービン通過ガス、すなわち空気と燃焼ガスの混合ガスの比熱は、前記式（４）により算出される。
【００４５】
下流ガス温度Ｔ_{tb_out}は、コンプレッサと同様にタービンの断熱効率η_tbを用いて下記式（１２）により算出される。
【数６】

【００４６】
タービンを回転させるための機械エネルギーは、タービン上下流のガスエネルギーの差と等しいと考えられる。そこで、下記式（１３）により、タービン回転に必要とする軸トルクＭ_tbを算出する。
【００４７】
【数７】

ここで、ｃ_{p_tb}はタービン通過ガス定圧比熱であり、前記式（４）により算出される。
【００４８】
次にタービン回転数演算モデル３３について説明する。
タービン回転数Ｎ_tbは、コンプレッサの軸トルクＭ_cとタービンの軸トルクＭ_tbの差、及び回転軸での摩擦トルクＭ_fを下記式（１４）に適用して算出される。
【数８】

ここで、Ｉ_tbはタービンの慣性モーメント［ｋｇ・ｍ²］である。
【００４９】
次にインタークーラモデル３５について説明する。
インタークーラモデル３５では、冷却効率η_IC、インタークーラ上流ガス温度Ｔ_{IC_in}、及び検出される大気温度ＴＡを下記式（１５）に適用して、インタークーラ下流ガス温度Ｔ_{IC_out}が算出される。冷却効率η_ICは、インタークーラ通過ガス流量Ｇ_ICに応じて図４に示すテーブルを用いて算出される。
Ｔ_{IC_out}＝（１−η_IC）・Ｔ_{IC_in}＋η_IC・ＴＡ（１５）
【００５０】
インタークーラでは物質交換が無いことから，下流ガス流量および成分比は上流と等しい。また圧力損失は無視できる程度に小さいので、上下流の各圧力には変化が無いとする。
【００５１】
次にＥＧＲモデル３９について説明する。
ＥＧＲモデル３９では、タービンモデルの可変ノズルと同様に，ベルヌーイの原理を用いてＥＧＲ通過ガス流量Ｇ_EGR（＝Ｇ_{EGR_in}＝Ｇ_{EGR_out}）が下記式（１６−１）または（１６−２）を用いて算出される。
【００５２】
【数９】

ここで、Ｐ_{EGR_in}はＥＧＲ上流圧、Ｐ_{EGR_out}はＥＧＲ下流圧、Ａ_EGRはＥＧＲ弁有効開口面積、ｋ_EGRはＥＧＲ通過ガス比熱比、Ｒ_EGRはＥＧＲ通過ガス定数、Ｔ_{EGR_in}はＥＧＲタービン上流ガス温度である。ＥＧＲ通過ガス比熱比ｋ_EGR及びＥＧＲ通過ガス定数Ｒ_EGRは、それぞれタービン通過ガス比熱比ｋ_tb及びタービン通過ガス定数Ｒ_tbと等しい。また、ＥＧＲ弁有効開口面積Ａ_EGRは、検出されるＥＧＲ弁のリフト量ＬＡＣＴに応じて予め設定されたテーブル（図示せず）を用いて算出される。
【００５３】
次に吸気管モデル３６及び排気管モデル３８について説明する。
吸気管２及び排気管４は、ともにガスが流出入する定容室として考える。管内の圧力Ｐ_chと温度Ｔ_chは、流出入するガスエネルギーと質量バランスを考慮して、下記式（１８−１）〜（１８−４）により算出される。
【００５４】
【数１０】

ここで、Ｇ_{ch_in}は管内流入ガス質量流量、Ｇ_{ch_out}は管内流出ガス質量流量、Ｒ_chは管内ガス定数、ｍ_chは管内滞留ガス質量、Ｔ_{ch_in}は管内流入ガス温度、ｃ_{v_ch}は管内滞留ガス定容比熱、ｃ_{p_ch_in}は管内流入ガス定圧比熱、ｃ_{p_ch}は管内滞留ガス定圧比熱、Ｖ_chは管内容積、Ｐ_ch(0)は管内圧力初期値である。
【００５５】
また吸気管流出ガス成分比λ_{ch_out}は、吸気管内の空気と燃焼ガスが完全に混合したものと仮定して、下記式（１９）により算出される。吸気管流出ガス成分比λ_{ch_out}は、シリンダ吸入ガス成分比λ_{cyl_in}と等しい。
【数１１】

【００５６】
ここで、ｍ_{ch_cmb}は吸気管内滞留燃焼ガス質量、ｍ_{ch_air}は吸気管内滞留空気質量、ｍ_{ch_cmb}(0)は吸気管内滞留燃焼ガス質量の初期値、ｍ_{ch_air}(0)は吸気管内滞留空気質量の初期値、Ｇ_{ch_in}は吸気管流入新気質量流量、Ｇ_{cyl_in_air}はシリンダ流入空気質量流量、Ｇ_{cyl_in_cmb}はシリンダ流入燃焼ガス質量流量、Ｇ_{EGR_air}はＥＧＲ通過空気質量流量、Ｇ_{EGR_cmb}はＥＧＲ通過燃焼ガス質量流量である。
【００５７】
また排気管流入ガス成分比（排気成分比）λ_exは、下記式（２０）により算出される。ＥＧＲ通過ガス成分比λ_EGR及びタービン通過ガス成分比λ_tbは、排気成分比λ_exと等しい。
【数１２】

【００５８】
ここで、ｍ_{ex_cmb}は排気管内滞留燃焼ガス質量、ｍ_{ex_air}は排気管内滞留空気質量、ｍ_{ex_cmb}(0)は排気管内滞留燃焼ガス質量の初期値、ｍ_{ex_air}(0)は排気管内滞留空気質量の初期値、Ｇ_{ex_air}は排気管流入空気質量流量、Ｇ_{ex_cmb}は排気管流入燃焼ガス質量流量、Ｇ_{EGR_air}はＥＧＲ通過空気質量流量、Ｇ_{EGR_cmb}はＥＧＲ通過燃焼ガス質量流量、Ｇ_{tb_air}はタービン通過空気質量流量、Ｇ_{tb_cmb}はタービン通過燃焼ガス質量流量である。
【００５９】
次にシリンダモデル３７について説明する。
シリンンダモデル３７では、シリンダ流入ガスの圧力Ｐ_{cyl_in}、温度Ｔ_{cyl_in}及び成分比、燃料流量Ｇ_fuel、並びにエンジン回転数Ｎｅから、シリンダ流入ガス質量流量Ｇ_{cyl_in}、排気ガス質量流量Ｇ_{cyl_out}、排気温度Ｔ_{cyl_out}及び成分比λ_{cyl_out}を算出する。
【００６０】
シリンダモデル３７では、気筒数やピストンの往復運動による間欠的なガス流動は考慮せず、時間ベースの定常流として表す。シリンダ流入ガス流量Ｇ_{cyl_in}は、シリンダ吸入体積効率η_{v_cyl}、シリンダ吸入ガス圧力Ｐ_{cyl_in}、シリンダ吸入ガス温度Ｔ_{cyl_in}、及びシリンダ排気量Ｖ_{cyl_in}［ｍ³］を、下記式（２１）に適用して算出される。シリンダ吸入体積効率η_{v_cyl}は、エンジン回転数Ｎｅに応じて図５に示すη_{v_cyl}テーブルを検索することにより算出される。シリンダ排気量Ｖ_{cyl_in}は、シリンダ形状により決まる定数である。
【００６１】
また、シリンダ流入空気流量Ｇ_{cyl_in_air}は、ガス成分比λ_{cyl_in}を用いて、下記式（２２）により算出される。シリンダ流入空気流量Ｇ_{cyl_in_air}が、推定吸入空気量ＱＥに相当する。
【００６２】
【数１３】

ここで、Ｒ_{cyl_in}はシリンダ吸入ガス定数である。
【００６３】
排気流量Ｇ_{cyl_out}は、下記式（２３）により、シリンダ流入ガス流量Ｇ_{cyl_in}と燃料流量（燃料噴射量）Ｇ_fuelの和として算出される。
Ｇ_{cyl_out}＝Ｇ_{cyl_in}＋Ｇ_fuel （２３）
【００６４】
排気ガスエネルギーは、吸入ガスエネルギーと燃焼エネルギーの一部との合計と考えられる。燃焼による熱エネルギーは発生した水が蒸気のままであると仮定し、単位重量あたりに燃料が発生するエネルギーとして低発熱量Ｈｕ［Ｊ／ｋｇ］を用いる．排気損失率η_{ex_cyl}と定義した流入エネルギーと排気ガスエネルギーの割合から、下記式（２４）により、排気温度Ｔ_{cyl_out}が算出される。排気損失率η_{ex_cyl}は、エンジン回転数Ｎｅに応じて図６に示すη_{ex_cyl}テーブルを検索することにより算出される。
【００６５】
【数１４】

ここで、ｃ_{p_cyl_in}はシリンダ吸入ガス定圧比熱、Ｇ_{fuel_c}は燃焼燃料質量流量、Ｇ_{cyl_in_air}はシリンダ吸入空気質量流量、ＡＦは理論空燃比である。
【００６６】
また燃料流量Ｇ_fuelと理論空燃比ＡＦの積、すなわち完全燃焼に必要な空気の最低必要量（Ｇ_fuel・ＡＦ）が、シリンダ吸入空気質量流量Ｇ_{cyl_in_air}より大きいときは、燃焼燃料質量流量Ｇ_{fuel_c}は、（Ｇ_{cyl_in_air}／ＡＦ）とし、燃料の一部（Ｇ_fuel−Ｇ_{cyl_in_air}／ＡＦ）はそのまま排出される。一方、完全燃焼に必要な空気の最低必要量（Ｇ_fuel・ＡＦ））が、シリンダ吸入空気質量流量Ｇ_{cyl_in_air}以下であるときは、噴射された燃料が全部燃焼するので、燃焼燃料質量流量Ｇ_{fuel_c}は燃料流量Ｇ_fuelと等しくなる。
【００６７】
なお、上記式（２４）では、シリンダ壁から流出入する熱エネルギーが考慮されていないため、実際には温度補正値ＴＣを加算する必要がある。この温度補正値ＴＣは、対象とするエンジン毎に実験により決定される。
【００６８】
図７及び図８は、上述したエンジンシステムモデルを用いて算出されるパラメータ値と、実測値とを比較して示す図である。
図７（ａ）には、実測時のエンジン回転数Ｎｅ、ＥＧＲ弁のリフト量ＬＡＣＴ及びタービンのノズル開度Ａtbの推移が示されている。同図（ｂ）には、コンプレッサ通過ガス質量流量Ｇ_Cの演算データ（実線）と、実測データ（破線）とが示されている。また図８（ａ）には、吸気管内圧力（吸気管モデルに対応するＰ_ch）と排気管内圧力（排気管モデルに対応するＰ_ch）に対応するの演算データ（実線）と、実測データ（破線）とが示されている。同図（ｂ）には、排気温度Ｔ_{cyl_out}及び吸気温度Ｔ_{cyl_in}の演算データ（実線）と、実測データ（破線）とが示されている。
これらの図から明らかなように、簡易化されたモデルでありながら、実測データを精度よく近似する演算データが得られることがわかる。
【００６９】
以上のように本実施形態では、エンジンシステムを構成する各構成要素のモデルの組み合わせとしてシステム全体のモデルを構成し、かつ排気に含まれるガス組成を、二酸化炭素、窒素、酸素、水蒸気などの個々の成分の比率（複数パラメータ）として扱わずに、空気と燃焼ガスの比率（１つのパラメータ）として把握するようにしたので、排気還流機構を介して接続された排気管及び吸気管内における空気量を比較的少ない演算量で正確に推定することができる。したがって、エンジン１の燃焼室（シリンダ）に流入する空気量（酸素量）を正確に推定することが可能となる。その結果、上述したモデルに基づいて推定されるシリンダ流入空気量を、エンジンのリアルタイム制御に適用し、例えば燃料供給量の不足を防止することができる。
【００７０】
また上述したモデルは、各構成要素に対応するモデル間で受け渡すパラメータとして、ガスエネルギーの算出にかかるパラメータ、すなわち質量流量、温度、ガス成分比、及び圧力を用いるようにしたので、排気還流機構のようなガス交換を発生させる構成要素だけでなく、ターボチャージャやインタークーラのようなガス交換を伴わない構成要素を含むエンジンシステム内のガス挙動を正確に把握することができる。その結果、燃焼室に供給される空気量の推定精度を向上させることができる。
またシステムモデルを各構成要素に対応する複数のモデルの組み合わせとして構成し、かつガスエネルギー算出にかかるパラメータを各モデル間で受け渡すようにしたので、モデルの汎用性（再利用性）を高める効果も得られる。
【００７１】
本実施形態では、ＥＣＵ２０が吸入空気量推定手段を構成する。
【００７２】
なお本発明は上述した実施形態に限るものではなく、種々の変形が可能である。例えば、上述した実施形態では、スロットル弁が設けられていないエンジンシステムについてのモデルを示したが、スロットル弁が設けられているエンジンについては、スロットル弁モデルを追加することにより、容易にモデル化することが可能である。スロットル弁モデルでは、ＥＧＲモデルやタービンモデルと同様の数式に、スロットル弁の有効開口面積を適用することにより、通過ガス質量流量を算出することができる。
【００７３】
また吸入空気量を検出するエアフローセンサを用いる場合には、上記システムモデルを用いてエアフローセンサ出力に対応するパラメータを算出し、そのパラメータとエアフローセンサ出力とを比較することにより、エアフローセンサの劣化または異常を判定するようにしてもよい。
【００７４】
【発明の効果】
以上詳述したように請求項１に記載の発明によれば、吸気系モデル、燃焼室モデル、排気系モデル、及び排気還流系モデルを含む機関システムモデルを用いて、機関燃焼室に供給される空気量の推定が行われ、前記機関システムモデルでは、各モデルにおけるガス組成を表すパラメータとして、空気と、機関燃焼室における完全燃焼によって生成される、空気以外の燃焼ガスとの質量比が用いられる。すなわち、従来のように排気中に含まれる各成分毎のモル数（複数パラメータ）を用いずに、空気とそれ以外の燃焼ガスとの比率（単一パラメータ）が用いられるので、排気還流機構を介して接続された排気管及び吸気管内における空気量を、少ない演算量で正確に推定することができ、機関燃焼室に流入する空気量（酸素量）を正確に推定することが可能となる。その結果、上記機関システムモデルに基づいて推定される燃焼室流入空気量を、内燃機関のリアルタイム制御に適用し、例えば燃料供給量の不足を防止することができる。また各モデル間で受け渡すパラメータとして、ガス質量流量、ガス成分質量比、ガス温度、及びガス圧力を用いることにより、機関システム内のガス挙動を正確に把握することができ、燃焼室に供給される空気量の推定精度を向上させることができるとともに、モデルを再利用する際の利便性を高めることができる。さらに燃焼ガスは二酸化炭素、窒素及び水蒸気を成分とし、各成分の比率は一定として取り扱うことにより、燃焼ガスの比熱を定数として取り扱うことが可能となり、演算量を低減することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態にかかる内燃機関及びその制御装置の構成を示す図である。
【図２】図１に示す内燃機関をモデル化した機関システムモデルの構成を示すブロック図である。
【図３】図２に示すコンプレッサモデルでの演算に使用されるテーブルを示す図である。
【図４】図２に示すインタークーラモデルでの演算に使用されるテーブルを示す図である。
【図５】図２に示すシリンダモデルでの演算に使用されるテーブルを示す図である。
【図６】図２に示すシリンダモデルでの演算に使用されるテーブルを示す図である。
【図７】モデルを用いた演算データと実測データとを比較して示すタイムチャートである。
【図８】モデルを用いた演算データと実測データとを比較して示すタイムチャートである。
【符号の説明】
１内燃機関
２吸気管
４排気管
５排気還流通路
６排気還流弁
７リフトセンサ
１１燃料噴射弁
２０電子制御ユニット（吸入空気量推定手段）
２１アクセルセンサ
２２大気圧センサ
２３大気温度センサ
２４エンジン回転数センサ
３６吸気管モデル（吸気系モデル）
３７シリンダモデル（燃焼室モデル）
３６排気管モデル（排気系モデル）
３９ＥＧＲモデル（排気環流系モデル）

Claims

排気還流機構を備える内燃機関に供給される空気量を推定する吸入空気量推定手段を備え、推定される空気量に基づいて前記機関を制御する内燃機関の制御装置において、
前記吸入空気量推定手段は、前記機関の吸気系をモデル化した吸気系モデルと、前記機関の燃焼室をモデル化した燃焼室モデルと、前記機関の排気系をモデル化した排気系モデルと、前記排気還流機構をモデル化した排気還流系モデルとを含む機関システムモデルを用いて、前記燃焼室に供給される空気量の推定を行い、
前記機関システムモデルでは、前記各モデル間で受け渡すパラメータとして、ガス質量流量、ガス成分質量比、ガス温度、及びガス圧力を用い、
前記ガス成分質量比は、空気と、前記燃焼室における完全燃焼によって生成される、空気以外の燃焼ガスとの質量比であり、前記燃焼ガスは二酸化炭素、窒素及び水蒸気を成分とし、各成分の比率は一定として取り扱うこととし、
前記燃焼室に供給される空気量は、前記燃焼室に流入するガスの圧力及び温度と、前記機関の回転数と、前記燃焼室に流入するガスに対応するガス成分質量比とに応じて算出されることを特徴とする内燃機関の制御装置。