JP4424257B2 - 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。

スロットル弁から吸気弁までの吸気通路部分を吸気管と称し、吸気管内の圧力を吸気管圧力と称すると、従来より、筒内に充填された空気の流量である筒内充填空気量を、吸気弁閉弁時における吸気管圧力である吸気弁閉弁時吸気管圧力の一次関数を用いて算出できることが理論的及び経験的に知られている。

そこで、例えば機関運転状態に基づいて吸気弁閉弁時吸気管圧力の一次関数式を決定し、この一次関数式を用いて筒内充填空気量を算出するようにした内燃機関が公知である（特許文献１参照）。

ところで、燃焼の後に排気行程が行われても、筒内のすべての既燃ガスが排気通路内に排出されるわけではなく、既燃ガスの一部は残留ガスとして筒内に残留する。この残留ガスは吸気弁が開弁するといったん吸気管内に逆流し、次いで空気と共に筒内に流入する。従って、吸気管から筒内へは空気ばかりでなく残留ガスも吸入され、筒内には空気及び残留ガスが充填されることになる。

上述の特許文献１では、このようにな残留ガス量を考慮した一次関数式を用いて筒内充填空気量が算出されている。

特開２００４−１９７６１７号公報 特開２００１−４１０９５号公報

上述した一次関数式を特定するパラメータは例えば機関を定常運転させながら実験して決定することができる。ところが、このようにして特定された一次関数式を用いる場合、定常運転時には筒内充填空気量を正確に算出できるけれども、過渡運転時には筒内充填空気量を正確に算出することができないおそれがある。

詳しく説明すると、吸気管内に逆流する残留ガスの量は残留ガスが吸気管内に逆流し始める時点即ち例えば排気弁閉弁時における吸気管圧力である排気弁閉弁時吸気管圧力に依存し、従って筒内に充填される残留ガス量も排気弁閉弁時吸気管圧力に依存することになる。ところが、例えば加速運転時と定常運転時とを比較すると、吸気弁閉弁時吸気管圧力が同じ場合であっても、加速運転時における排気弁閉弁時吸気管圧力が定常運転時におけるよりも低くなっており、このため加速運転時に吸気通路内に逆流する残留ガス量は定常運転時におけるよりも一定量だけ多くなる。

従って、定常運転を行って特定された上述の一次関数式を用い加速運転時における筒内充填空気量を算出すると、この算出された筒内充填空気量は実際の筒内充填空気量よりも上述の一定量だけ多くなるということになる。

そこで本発明は、機関運転状態にかかわらず筒内充填空気量を正確に算出できるようにす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、現在の機関運転状態が予め定められた基準状態であると仮定したときの筒内充填空気量である基準時筒内充填空気量を現在の機関運転状態に基づいて算出する基準時空気量算出手段と、現在の機関運転状態が該基準状態であると仮定したときの残留ガス量と現在の機関運転状態における残留ガス量との差に応じて定まる補正係数を算出する補正係数算出手段と、基準時筒内充填空気量を該補正係数でもって補正することにより、現在の機関運転状態における筒内充填空気量を算出する実空気量手段と、該筒内充填空気量に基づいて機関制御を行う制御手段と、を具備した内燃機関の制御装置が提供される。

また、２番目の発明によれば１番目の発明において、前記基準状態が定常状態であり、前記基準時空気量算出手段は、吸気弁閉弁時における吸気管圧力の一次関数式を用いて基準時筒内充填空気量を算出する。

また、３番目の発明によれば１番目の発明において、前記補正係数算出手段は、筒内から吸気通路への残留ガスが逆流する逆流期間の初期における吸気管圧力と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力とに基づいて前記補正係数を算出する。

また、４番目の発明によれば３番目の発明において、前記補正係数算出手段は、逆流期間の初期における吸気管圧力及び残留ガスの温度と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力及び残留ガスの温度とに基づいて前記補正係数を算出する。

機関運転状態にかかわらず筒内充填空気量を正確に算出することができる。

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４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を介してエアクリーナ１４に連結される。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。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からなる吸気通路部分を吸気管ＩＭと称している。

一方、排気ポート９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。

各気筒の吸気弁６は吸気弁駆動装置２１により開閉弁駆動される。この吸気弁駆動装置２１は例えばカムシャフトと、クランク角に対するカムシャフト回転角の位相を連続的に変更するための位相変更機構とを具備する。図１に示される内燃機関では、図２に示されるように、吸気弁６の開弁時期ＩＶＯが遅角側のＩＶＯｒと進角側のＩＶＯａとの間で変更され、吸気弁６の閉弁時期が遅角側のＩＶＣｒと進角側のＩＶＣａとの間で変更される。この場合、遅角側のＩＶＯａに対する、吸気弁６の開弁時期ＩＶＯの進角量ＶＶＴが例えば機関回転数及び機関負荷率（後述する）のような機関運転状態に基づいて制御される。このように吸気弁進角量ＶＶＴが変更されると、吸気弁６と排気弁８との両方が開弁しているオーバラップ期間ＶＯＷが変更される。なお、図２において、ＥＶＯ，ＥＶＣは排気弁８の開弁時期及び閉弁時期をそれぞれ示している。

図２に示される例では、吸気弁６のリフト量及び作用角（開弁期間）が維持されつつ開弁時期（位相）が変更される。しかしながら、吸気弁６のリフト量又は作用角が変更される場合にも本発明を適用できる。

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。図１と共に図３を参照すると、スロットル弁１７上流の吸気ダクト１３にはスロットル弁１７を通過する空気流量であるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｇ／ｓｅｃ）を検出するためのエアフローメータ３９と、大気圧Ｐａ（ｋＰａ）を検出するための大気圧センサ４０とが取り付けられる。このエアフローメータ３９には大気温度Ｔａ（Ｋ）を検出するための大気温度センサが内蔵されている。また、サージタンク１２には吸気管ＩＭ内のガス温度である吸気管温度Ｔｍ（Ｋ）を検出するための吸気温度センサ４１が取り付けられる。更に、アクセルペダル４２にはアクセルペダル４２の踏み込み量ＡＣＣを検出するための負荷センサ４３が接続される。これらセンサ３９，４０，４１，４３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４４が接続される。ＣＰＵ３４ではクランク角センサ４４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、ステップモータ１６、及び吸気弁駆動装置２１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。

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Ｎｅの関数として予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

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は吸気弁６が閉弁したときに各気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。

この筒内充填空気量Ｍｃは本発明による第１実施例では次式（３）により算出される。

Ｍｃ＝ＭｃＳ＋Ｃｅｇｒ （３）
ここで、ＭｃＳは現在の機関運転状態が予め定められた基準状態例えば定常状態であると仮定したときの筒内吸入空気流量ｍｃである定常時筒内充填空気量を、Ｃｅｇｒは後述する補正係数を、それぞれ表している。

吸気管ＩＭから筒内ＣＹＬに吸入される空気の流量を筒内吸入空気流量ｍｃ（ｇ／ｓｅｃ）、現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの筒内吸入空気流量ｍｃを定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳと称すると、定常時筒内充填空気量ＭｃＳは次式（４）から算出される。

ＭｃＳ＝ｍｃＳ・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。

本発明による第１実施例では、定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳを算出し、次いで式（４）により定常時筒内充填空気量ＭｃＳを算出すると共に補正係数Ｃｅｇｒを算出し、次いで式（３）により筒内充填空気量Ｍｃを算出すると共に機関負荷率ＫＬを算出し、次いで式（１）により燃料噴射量ＱＦを算出するようにしている。次に、本発明による第１実施例の定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳの算出方法を説明する。

吸気管ＩＭ内の圧力を吸気管圧力Ｐｍ（ｋＰａ）と称し、吸気弁６が閉弁した時点での吸気管圧力Ｐｍを吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣと称すると、式（４）の定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳは例えば次式（５）に基づいて算出される。

ここで、ｋａ，ｋｂは機関運転状態に応じて定まるパラメータを表している。なお、特にオーバラップ期間が大きい場合には、定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳを２つ又はそれ以上の一次関数により、例えば低負荷運転時用の一次関数と高負荷運転時用の一次関数とにより、表すこともできる。

パラメータｋａ，ｋｂは機関を予め定められた基準状態例えば定常状態で運転させながら実験して得られたものであって、機関運転状態例えば機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴの関数として図４に示されるマップの形でＲＯＭ３２内に予め記憶されている。

パラメータｋａ，ｋｂがこのようにして定められる場合、定常運転時であれば、式（５）の算出結果は定常運転時における筒内吸入空気流量を正確に表している。

式（５）について詳しく説明すると、式（５）の右辺第１項（（Ｔａ／Ｔｍ）ｋａ・ＰｍＩＶＣ）は吸気弁閉弁時に筒内に充填された筒内充填ガス即ち空気及び残留ガスの総量を表し、式（５）の右辺第２項（−（Ｔａ／Ｔｍ）ｋｂ）はこの筒内充填ガスのうち残留ガスの量を表すことが経験的、理論的に確認されている。

即ち、定常運転時には図５（Ａ）に示されるように、残留ガスが逆流する逆流期間の初期に残留ガス部分Ｘだけ吸気管ＩＭ内に逆流すると考えると、式（５）は筒内充填ガスからこのガス部分Ｘを控除して筒内充填空気量を算出しているということになる。

ところが、過渡運転時の場合は式（５）をそのまま適用することができない。吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣが同じであっても、逆流期間の初期における吸気管圧力が定常運転時と過渡運転時とで異なるからである。

即ち、例えば加速運転時には逆流期間初期における吸気管圧力は定常運転時におけるよりも低く、このため図５（Ｂ）に示されるように逆流期間初期に吸気管ＩＭ内には残留ガス部分Ｘのみならず残留ガス部分Ｙも逆流する。にもかかわらず、式（５）は残留ガス部分Ｘだけを控除して筒内充填空気量を算出するので、式（５）の算出結果は実際の値よりも残留ガス部分Ｙの分だけ多くなり、この場合の式（４）の算出結果も実際の値よりも残留ガス部分Ｙの分だけ多くなるのである。

そこで、本発明による第１実施例では、この残留ガス部分Ｙを表す補正係数Ｃｅｇｒを算出し、式（４）の算出結果をこの補正係数Ｃｅｇｒにより補正するようにしている。これが本発明の基本的な考え方である。当然、式（５）の算出結果を補正するようにしてもよい。

なお、図５（Ａ），（Ｂ）はパラメータｋａ，ｋｂ及び吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣがほぼ同じ２つの運転状態の、逆流期間初期における残留ガスの状態を概略的に表しており、図５（Ａ）は定常運転時を、図５（Ｂ）は加速運転時を、それぞれ示している。

一般的に言うと、過渡運転時における機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴから決定されたパラメータｋａ，ｋｂ並びに吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣを用いて得られる式（４）ないし式（５）の算出結果は、現在の機関運転状態が基準状態ないし定常状態であると仮定したときの筒内充填空気流量ないし筒内吸入空気流量を表していると考えることができる。また、上述の補正係数Ｃｅｇｒは、現在の機関運転状態が基準状態ないし定常状態であると仮定したときの残留ガス量と現在の機関運転状態における残留ガス量との差に応じて定められると考えることができる。

上述した逆流期間の初期は概ね吸気弁開弁時から排気弁閉弁時までである。以下では、逆流期間初期における吸気管圧力として、排気弁閉弁時における吸気管圧力である排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣを例にとって説明する。

吸気管圧力Ｐｍは排気弁閉弁時から吸気弁閉弁時までの期間にＰｍＥＶＣからＰｍＩＶＣまで変化し、一方、この期間に残留ガスが吸気管ＩＭ内に逆流している。そうすると、吸気管ＩＭ内に逆流した残留ガスの量は排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣ及び吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣにより表されると考えることができる。

そこで本発明による第１実施例では、排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣ及び吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣに基づいて上述の補正係数Ｃｅｇｒを算出するようにしている。具体的に説明すると、補正係数Ｃｅｇｒは図６（Ａ）に示されるように、圧力比ＰｍＩＶＣ／ＰｍＥＶＣ＜１．０となる加速運転時には圧力比ＰｍＩＶＣ／ＰｍＥＶＣが小さくなるにつれてゼロから小さくなり、圧力比ＰｍＩＶＣ／ＰｍＥＶＣ＞１．０となる減速運転時には圧力比ＰｍＩＶＣ／ＰｍＥＶＣが大きくなるにつれてゼロから大きくなる。また、補正係数Ｃｅｇｒは図６（Ｂ）に示されるように、機関回転数Ｎｅが高くなるにつれて小さくなり、図６（Ｃ）に示されるように吸気弁進角量ＶＶＴが大きくなってオーバラップ期間ＶＯＷ（図２）が大きくなるにつれて大きくなる。この補正係数Ｃｅｇｒは図７に示されるマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。なお、圧力差（ＰｍＩＶＣ−ＰｍＥＶＣ）に基づいて補正係数Ｃｅｇｒを算出することもできる。

このように、本発明による第１実施例では、定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳ及び補正係数Ｃｅｇｒを算出するのに排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣ及び吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣが必要である。次に、図３を参照しながら本発明による第１実施例の吸気管圧力Ｐｍの算出方法を説明する。

本発明による第１実施例では、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３（Ａ）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であり、吸気管ＩＭから流出して筒内ＣＹＬ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（６），（７）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、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）、比熱比κ（＝Ｃｐ／Ｃｖ）、及び圧力温度比ＰＢＹＴ（＝Ｐｍ／Ｔｍ）を用いると、上述の式（６），（７）はそれぞれ次式（８），（９）のように書き換えられる。

このように式（８），（９）にはスロットル弁通過空気量ｍｔが含まれている。このスロットル弁通過空気流量ｍｔはエアフローメータ３９（図１）により検出することもできるが、次のように算出することもできる。

即ち、図３（Ｂ）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と考え、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（１０）のように表される。

ｍｔ＝μｔ・Ａｔ・ｖｔ・ρｍ （１０）
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（１１）で表される。

ｖｔ^２／２＋Ｃｐ・Ｔｍ＝Ｃｐ・Ｔａ （１１）
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（１２）で表される。

ρｍ・ｖｔ^２＝Ｐａ−Ｐｍ （１２）
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（１０）（１１）（１２）とから、スロットル弁通過空気流量ｍｔは次式（１３）により表される。

ここで、ｋｔｈは次式（１４）により表されるスロットル係数、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は次式（１５）により表される圧力関数項をそれぞれ表している。

スロットル弁１７の流量係数μｔ及び開口面積Ａｔはスロットル開度θｔの関数であるので、スロットル係数ｋｔｈはスロットル開度θｔ及び大気温度Ｔａの関数になる。本発明による第１実施例では、スロットル係数ｋｔｈはスロットル開度θｔ及び大気温度Ｔａの関数として例えば図８（Ａ）に示されるマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。一方、圧力関数項Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は圧力比Ｐｍ／Ｐａの関数として例えば図８（Ｂ）に示されるマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

上述した式（８），（９）は実際の計算では、離散間隔Δｔ及び計算回数を表すパラメータｉを用いて次式（１６），（１７）のように離散化される。

従って、これら式（１６），（１７）を解くことにより離散間隔Δｔだけ先の吸気管圧力Ｐｍ及び吸気管温度Ｔｍ（＝Ｐｍ／ＰＢＹＴ）を算出することができ、この計算を必要な回数だけ繰り返し行えば吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣ及び排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣをそれぞれ算出することができる。

図９は本発明による第１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では機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴといった運転状態を表すパラメータが読み込まれる。続くステップ１０１では吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣ及び排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣが算出される。続くステップ１０２では定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳが式（５）から算出される。続くステップ１０３では定常時筒内充填空気量ＭｃＳが式（４）から算出される。続くステップ１０４では補正係数Ｃｅｇｒが図７のマップから算出される。続くステップ１０５では筒内充填空気量Ｍｃが式（３）から算出される。続くステップ１０６では機関負荷率ＫＬが式（２）から算出される。続くステップ１０７では式（１）から燃料噴射量ＱＦが算出される。燃料噴射弁１５からは燃料噴射量ＱＦだけ燃料が噴射される。

なお、式（３）に代えて、定常時筒内充填空気量ＭｃＳに補正係数Ｃｅｇｒを乗算することにより筒内充填空気量Ｍｃを算出することもできる（Ｍｃ＝ＭｃＳ・Ｃｅｇｒ）。当然、この場合の補正係数Ｃｅｇｒは図６及び７に示されるものとは別に算出する必要がある。

図６及び７に示される例では、補正係数Ｃｅｇｒは圧力比ＰｍＩＶＣ／ＰｍＥＶＣに基づいて算出されている。しかしながら、図１０に示されるように補正係数Ｃｅｇｒを吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣ及び排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣそれぞれに基づいて算出することもできる。この場合、補正係数Ｃｅｇｒは図１０（Ａ）に示されるように、ＰｍＩＶＣ＜ＰｍＥＶＣとなる加速運転時には、一定の吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣに対し排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣが小さくなるにつれてゼロから小さくなり、一定の排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣに対し吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣが小さくなるにつれて大きくなる。圧力比ＰｍＩＶＣ＞ＰｍＥＶＣとなる減速運転時には、一定の吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣに対し排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣが大きくなるにつれてゼロから大きくなり、一定の排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣに対し吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣが大きくなるにつれて大きくなる。また、補正係数Ｃｅｇｒは図１０（Ｂ）に示されるように、機関回転数Ｎｅが高くなるにつれて小さくなり、図１０（Ｃ）に示されるように吸気弁進角量ＶＶＴが大きくなるにつれて大きくなる。

このように、圧力比の形でなく、吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣ及び排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣそれぞれに基づいて補正係数Ｃｅｇｒが算出されるので、補正係数Ｃｅｇｒを正確に算出することができる。

次に、本発明による第２実施例を説明する。

現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの吸気弁閉弁時における残留ガス量（ｇ）を定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳと称し、現在の機関運転状態での吸気閉弁時における実際の残留ガス量（ｇ）を実際残留ガス量ＭｅｇｒＡと称すると、これらの差である残留ガス量差ΔＭｅｇｒ（＝ＭｅｇｒＳ−ＭｅｇｒＡ）は図５を参照して説明した残留ガス部分Ｙの量を表している。

そこで、本発明による第２実施例では、定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳ及び実際残留ガス量ＭｅｇｒＡをそれぞれ算出して残留ガス量差ΔＭｅｇｒを算出し、この残留ガス量差ΔＭｅｇｒに基づいて補正係数Ｃｅｇｒを算出するようにしている。

即ち、定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳが吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣに基づいて算出され、実際残留ガス量ＭｅｇｒＡが排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣに基づいて算出される。ここで、定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳは吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣと機関運転状態例えば機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴの関数として図１１（Ａ）に示されるマップの形でＲＯＭ３２内に予め記憶されている。また、実際残留ガス量ＭｅｇｒＡは排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣと機関運転状態例えば機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴとの関数として図１１（Ｂ）に示されるマップの形でＲＯＭ３２内に予め記憶されている。

次いで、残留ガス量差ΔＭｅｇｒが算出され、次いで補正係数Ｃｅｇｒが残留ガス量差ΔＭｅｇｒ及び吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣに基づいて算出される。この場合の補正係数Ｃｅｇｒは残留ガス量差ΔＭｅｇｒ及び吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣの関数として図１２に示されるマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

ここで、残留ガス量差ΔＭｅｇｒをそのまま補正係数Ｃｅｇｒとしないのは、上述した残留ガス部分Ｙ（図５）が一定の空間を占めるものであるので、残留ガス部分Ｙの体積を考慮する必要があるからである。このため、吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣに基づいて補正係数Ｃｅｇｒを算出するようにしている。

次いで、上述の式（３）から筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

図１３は本発明による第２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１３を参照すると、ステップ２００では機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴといった運転状態を表すパラメータが読み込まれる。続くステップ２０１では吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣ及び排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣが算出される。続くステップ２０２では定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳが式（５）から算出される。続くステップ２０３では定常時筒内充填空気量ＭｃＳが式（４）から算出される。続くステップ２０４では定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳ及び実際残留ガス量ＭｅｇｒＡが図１１（Ａ），（Ｂ）のマップからそれぞれ算出される。続くステップ２０５では残留ガス量差ΔＭｅｇｒが算出される（ΔＭｅｇｒ＝ＭｅｇｒＳ−ＭｅｇｒＡ）。続くステップ２０６では補正係数Ｃｅｇｒが図１２のマップから算出される。続くステップ２０７では筒内充填空気量Ｍｃが式（３）から算出される。続くステップ２０８では機関負荷率ＫＬが式（２）から算出される。続くステップ２０９では式（１）から燃料噴射量ＱＦが算出される。燃料噴射弁１５からは燃料噴射量ＱＦだけ燃料が噴射される。その他の構成及び作用は上述した本発明による第１実施例と同様であるの説明を省略する。

次に本発明による第３実施例を説明する。

残留ガス部分Ｙ（図５）の体積を考慮すべきことは上述した通りである。そこで本発明による第３実施例では、定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳ及び実際残留ガス量ＭｅｇｒＡを吸気弁閉弁時における体積にそれぞれ換算し、次いでこれら体積の差を算出し、この体積差を質量に換算し直したものを補正係数Ｃｅｇｒとしている。

定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳ及び実際残留ガス量ＭｅｇｒＡを吸気弁閉弁時における体積に換算した定常時残留ガス体積ＶｅｇｒＳ及び実際残留ガス体積ＶｅｇｒＡは吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣを用いてそれぞれ次式（１８），（１９）により表される。

ここで、ＴｅｇｒＩＶＣは現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの吸気弁閉弁時における残留ガスの温度である定常時吸気弁閉弁時残留ガス温度（Ｋ）を、ＴｅｇｒＥＶＣは現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの排気弁閉弁時における残留ガスの温度である定常時排気弁閉弁時残留ガス温度（Ｋ）をそれぞれ表している。

定常時吸気弁閉弁時残留ガス温度ＴｅｇｒＳＩＶＣは吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣと機関運転状態例えば機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴの関数として図１４（Ａ）に示されるマップの形でＲＯＭ３２内に予め記憶されている。また、定常時排気弁閉弁時残留ガス温度ＴｅｇｒＳＥＶＣは排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣと機関運転状態例えば機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴとの関数として図１４（Ｂ）に示されるマップの形でＲＯＭ３２内に予め記憶されている。なお、これら残留ガス温度を排気ガス温度で代用することもできる。

その上で、定常時残留ガス体積ＶｅｇｒＳと実際残留ガス体積ＶｅｇｒＡとの差である残留ガス体積差ΔＶｅｇｒ（＝ＶｅｇｒＳ−ＶｅｇｒＡ）を算出すれば、この残留ガス体積差ΔＶｅｇｒは吸気弁閉弁時における残留ガス部分Ｙ（図５）の体積を正確に表している。

この残留体積差ΔＶｅｇｒを質量に換算し直して得られる補正係数Ｃｅｇｒは次式（２０）により表すことができる。

このようにして得られる補正係数Ｃｅｇｒは吸気弁閉弁時における残留ガス部分Ｙ（図５）の質量を正確に表している。

従って、一般化して言うと、逆流期間の初期における吸気管圧力及び残留ガスの温度と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力及び残留ガスの温度とに基づいて補正係数Ｃｅｇｒが算出されるということになる。

図１５は本発明による第３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１５を参照すると、ステップ３００では機関回転数Ｎｅ及び吸気弁進角量ＶＶＴといった運転状態を表すパラメータが読み込まれる。続くステップ３０１では吸気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＩＶＣ及び排気弁閉弁時吸気管圧力ＰｍＥＶＣが算出される。続くステップ３０２では定常時筒内吸入空気流量ｍｃＳが式（５）から算出される。続くステップ３０３では定常時筒内充填空気量ＭｃＳが式（４）から算出される。続くステップ３０４では定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳ及び実際残留ガス量ＭｅｇｒＡが図１１（Ａ），（Ｂ）のマップからそれぞれ算出される。続くステップ３０５では定常時残留ガス温度ＴｅｇｒＳ及び実際残留ガス温度ＴｅｇｒＡが図１４（Ａ），（Ｂ）のマップからそれぞれ算出される。続くステップ３０６では式（１８），（１９）から定常時残留ガス体積ＶｅｇｒＳ及び実際残留ガス体積ＶｅｇｒＡがそれぞれ算出される。続くステップ３０７では残留ガス体積差ΔＶｅｇｒが算出される（ΔＶｅｇｒ＝ＶｅｇｒＳ−ＶｅｇｒＡ）。続くステップ３０８では補正係数Ｃｅｇｒが式（２０）から算出される。続くステップ３０９では筒内充填空気量Ｍｃが式（３）から算出される。続くステップ３１０では機関負荷率ＫＬが式（２）から算出される。続くステップ３１１では式（１）から燃料噴射量ＱＦが算出される。燃料噴射弁１５からは燃料噴射量ＱＦだけ燃料が噴射される。その他の構成及び作用は上述した本発明による第２実施例と同様であるの説明を省略する。

内燃機関の全体図である。 吸気弁及び排気弁の開閉弁時期を示す図である。 筒内充填空気量の算出に用いられるパラメータを説明するための図である。 パラメータｋａ，ｋｂを示すマップである。 筒内充填空気量の算出方法を説明するための図である。 本発明による第１実施例の補正係数Ｃｅｇｒを示す線図である。 本発明による第１実施例の補正係数Ｃｅｇｒを示すマップである。 スロットル係数ｋｔｈを示すマップ及び圧力関数項図Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す線図である。 本発明による第１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補正係数Ｃｅｇｒを示す線図である。 定常時残留ガス量ＭｅｇｒＳ及び実際残留ガス量ＭｅｇｒＡを示すマップである。 本発明による第２実施例の補正係数Ｃｅｇｒを示す線図である。 本発明による第２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。 定常時吸気弁閉弁時残留ガス温度ＴｅｇｒＳＩＶＣ及び定常時排気弁閉弁時残留ガス温度ＴｅｇｒＳＥＶＣを示すマップである。 本発明による第３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。

符号の説明

１ 機関本体
１５ 燃料噴射弁
１７ スロットル弁
ＩＭ 吸気管

Claims (4)

1. 現在の機関運転状態が予め定められた基準状態であると仮定したときの筒内充填空気量である基準時筒内充填空気量を現在の機関運転状態に基づいて算出する基準時空気量算出手段と、現在の機関運転状態が該基準状態であると仮定したときの残留ガス量と現在の機関運転状態における残留ガス量との差に応じて定まる補正係数を算出する補正係数算出手段と、基準時筒内充填空気量を該補正係数でもって補正することにより、現在の機関運転状態における筒内充填空気量を算出する実空気量手段と、該筒内充填空気量に基づいて機関制御を行う制御手段と、を具備した内燃機関の制御装置。
2. 前記基準状態が定常状態であり、前記基準時空気量算出手段は、吸気弁閉弁時における吸気管圧力の一次関数式を用いて基準時筒内充填空気量を算出する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記補正係数算出手段は、筒内から吸気通路への残留ガスが逆流する逆流期間の初期における吸気管圧力と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力とに基づいて前記補正係数を算出する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記補正係数算出手段は、逆流期間の初期における吸気管圧力及び残留ガスの温度と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力及び残留ガスの温度とに基づいて前記補正係数を算出する請求項３に記載の内燃機関の制御装置。

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