JPS6375336A - 内燃機関の吸入空気圧力推定装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 及団辺旦仰 ［産業上の利用分野］ 本発明は、内燃機関の動的な物理モデルを構築し、該物
理モデルに基づいて定まるパラメータを使用して内燃機
関の吸入空気圧力を推定する内燃機関の吸入空気圧力推
定装置に関する。

［従来の技術］ 従来より、内燃機関の内部状態を考慮して該内燃機関の
動的なモデルを構築し、内部状態を規定する状態変数に
よって該内燃機関の動的な振る舞いを推定する技術が知
られている。例えば、［内燃機関のアイドル回転速度制
御方法］　（特開昭５９−１２０７５１＠公報）等が提
案されている。

すなわち、内燃機関、アクチュエータおよびセンサの動
特性をモデル化したものをマイクロコンピュータ等から
なるコントローラに記憶しておき、空気量、点火時期、
燃料供給量および排気還流量のいずれか１つまたは任意
の２つ以上の組合せを制御入力とし、かつアイドル回転
速度を制御出力とし、制御入力と制御出力から、ダイナ
ミックモデルである内燃機関等の内部状態を代表する状
態変数量を推定し、その推定値とアイドル回転速度の目
標値と実際値の偏差の積分値とを用いて、制御入力値を
決定し、内燃機関のアイドル回転速度を目標値にフィー
ドバック制御する技術である。

ここで、内燃機関の動的な内部状態を代表する状態変数
量は、必ずしも実際の内部状態を表わす種々の物理量に
対応したものではなく、仝休として内燃機関をシミュレ
ーションさせるものであった。

［発明か解決しようとする問題点］ ところで、内燃機関のように複雑な対瘉については、ぞ
の動的なモデルを理論的に正確に求めることは困知であ
り、何らかの形で実験的に定める必要があった。そこで
、上記従来の技術では、各制御入力と制御出力との関係
を、ある基Ｑ設定値近辺で求められて線形近似された伝
達関数行列により記）ホし、所謂システム同定の手法に
より該伝達関数行列を定めて、内燃機関の動的なモデル
を構築していた。したがって、非線形性を有する内燃機
関の動的なモデルとして、上記基準設定値近辺の摂動分
間でのみ成立し、必ずしも物理的意味のない線形モデル
を採用していたので、制御対象に対して動的なモデルが
良好に適合していないという問題点があった。

また、上述のように求めた動的なモデルに基づいて定ま
るパラメータを使用して状態変数量を推定していたので
、該状態変数量は必ずしも物理的な意味を持たないもの
であった。このため、該状態変数■から最適フィードバ
ックゲインを使用して制御量を算出するフィードバック
制御を行なっても、必ずしも制御特性が向上しないとい
う問題もあった。

ざらに、推定された状態変数量に物理的意味が無いので
、該状態変数量の用途が制御されてしまい、状態観測器
等を構成して求めた状態変数量を多目的に対して有効に
利用できないという問題点もめった。

本発明は、内燃機関の挙動に関与する諸ｆｆｉの物理的
関係に則って構築された動的な物理モデルに基づいて定
まるパラメータを使用して、内燃機関の負荷に相当する
物理ｍである吸入空気圧力を状態変数■として算出する
内燃機関の吸入空気圧力推定装置の提供を目的とする。

発明の構成 ［問題点を解決するための手段」 上記問題を解決するためになされた本発明は、第１図に
例示するように、 内燃機関Ｍ１の運動方程式および該内燃機関Ｍ１の吸入
空気量の質量保存を記述した数式から近似して１７られ
る内燃機関の動的な物理モデルに則って、上記内燃機関
Ｍ１の吸入空気圧力を推定する内燃機関の吸入空気圧力
推定装置で必って、上記内燃機関Ｍ１の回転速度に応じ
た回転速度相当量を検出する回転速度検出手段Ｍ２と、
上記内燃機関Ｍ１の吸入空気量の調節に関与する制御量
を算出する制御量算出手段Ｍ３と、前記内燃機関の動的
なモデルに基づいて設定されたパラメータを使用して、
上記回転速度検出手段Ｍ２の検出した回転速度相当量ｃ
ｌ＞よび上記制御量算出手段Ｍ３の算出した制御ωから
上記内燃機関Ｍ１の吸入空気圧力を算出する吸入空気圧
力算出手段Ｍ４と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の吸入空気圧力推定
装置を要旨とするものである。

回転速度検出手段Ｍ２とは、内燃機関Ｍ１の回転速度相
当量を検出するものである。回転速度相当量とは、例え
ば、回転速度であってもよく、また例えば回転速度２乗
値であってもよい。回転速度相当量として回転速度を検
出する場合には、例えば、内燃機関Ｍ１のディストリビ
ュータのカムシャフトに固定されたパルスギヤおよび該
パルスギヤに近接対向して配設された電磁ピックアップ
よりなる回転速度センサにより構成できる。また例えば
、内燃機関Ｍ１のクランクシャフトの回転速度を検出す
る回転速度センサであってもよい。

一方、回転速度相当量として回転速度２乗値を検出する
場合には、例えば、上記各回転速度センサ、該回転速度
センサの出力するパルス信号をアナログ信号に変換する
Ｆ／Ｖ変換器および該アナログ信号の２乗値を算出する
乗算器から構成できる。

また例えば、上記パルス信号を論理演算回路に入力し、
予め定められた処理手順に従って回転速度２乗値を求め
ることもできる。

制御量算出手段Ｍ３とは、内燃機関Ｍ１の吸入空気量の
調節に関与する制御量を算出するものである。例えば、
内燃機関Ｍ１の吸入空気圧力と回転速度との積および吸
気絞り有効断面積の加算値を算出するよう構成できる。

また例えば、吸気絞り有効断面積を被除数、回転速度を
除数として求めた除算値、すなわち所定クランク角度当
りの吸入空気間＠算出するものであってもよい。

吸入空気圧力算出手段Ｍ４とは、内燃機関Ｍ１の動的な
物理モデルに基づいて設定されたパラメータを使用して
、該内燃機関Ｍ１の回転速度相当ｍＪ３よび制御量から
吸入空気圧力を算出するものである。

ここで、内燃機関の動的な物理モデルは、例えば、以下
のように構築することができる。まず、運転状態にある
内燃機関Ｍ１の運動方程式から、内燃機関Ｍ１の所定時
間当りの回転速度変動を少なくとも吸入空気圧力および
負荷トルクの線形結合により表現した第１の近似式を求
める。次に、内燃１１関Ｍ１の吸気行程にある気筒にお
ける吸入空気量の質ヱ保存に関して記述した式から、内
燃機関Ｍ１の所定時間当りの吸入空気圧力変動を少なく
とも吸入空気圧力と回転速度との積および吸入空気量の
線形結合により表現した第２の近似式を求める。さらに
上記第１の近似式および第２の近似式に基づいて次式（
１）の状態方程式および次式（２）の出力方程式を導出
する。

×（に＋１）　＝Ｐ−Ｘ（Ｋ）　十〇−ｕ（に）　　　
−（１）ｗ（Ｋ）＝■・Ｘ（に）　　　　　　　　　・
・・（２）式（１）、（２＞は、離散系で表現されてお
り、添字にはサンプリングの時点を示す。ここで、状態
変数量Ｘ（に）は、回転速度および吸入空気圧力を要素
とするものであり、入力ｕ　（Ｋ）は吸入空気量の調節
に関与する制御ωおよび負荷トルクでおり、出力Ｖ（に
）は回転速度を要素とするものである。このように表現
された上記式（１）、（２）により、内燃機関Ｍ１の動
的な物理モデルが定まる。

また例えば、次のように構築してもよい。すなわち、運
転状態にある内燃機関Ｍ１のエネルギバランスに関して
記述した式から、内燃機関Ｍ１の所定クランク角度当り
の回転エネルギ変動を少なくとも吸入空気圧力および負
荷トルクの線形結合により表現した第３の近似式を求め
る。次に、内燃機関Ｍ１の吸気行程にある気筒にお（プ
る吸入空気量の質量保存に関して記述した式から、内燃
機関Ｍ１の所定クランク角度当りの吸入空気圧力変動を
少なくとも所定クランク角度当りの吸入空気ωおよび吸
入空気圧力の線形結合により表現した第４の近似式を求
める。さらに上記第３の近似式および第４の近似式に基
づいて、上記式（１）の状態方程式および上記式（２）
の出力方程式を導出する。

この場合、状態変数量Ｘ（に）は回転速度２乗値および
吸入空気圧力を要素とするものであり、入力Ｌｌ　（Ｋ
）は少なくとも所定クランク角度当りの吸入空気量（吸
入空気量の調節に関与する制衿Ｉ１ｍ）を含むものであ
り、出力Ｖ（Ｋ）は回転速度２乗値を要素とするもので
ある。このように表現した上記式（１）、（２＞により
、内燃機関Ｍ１の動的な物理モデルを定めることもでき
る。

ところで、上記吸入空気圧力算出手段Ｍ４は、現代制御
理論における所謂状態観測器（オブザーバ）であって、
該オブザーバは上記式（１）。

（２）から構成されるのでおる。このオブザーバとその
設計法には種々のものが知られており、例えば古田勝久
他著「基礎システム理論」　（昭和５３年）コロナ社、
あるいは、古田勝久他著［メカニカルシステム制御」　
（昭和５９年）オーム社等に詳解されている。

上記制御量算出手段Ｍ３および吸入空気圧力算出手段Ｍ
４は、例えば、周知のＣＰＵを始めとしてＲＯＭ、ＲＡ
Ｍおよびその他の周辺回路素子と共に論理演算回路とし
て構成され、予め定められた処理手順に従って、上記両
手段Ｍ３．Ｍ４を実現するものでおってもよい。

［作用］ 本発明の内燃機関の吸入空気圧力推定装置は、第１図に
例示するように、内燃機関Ｍ１の動的な物理モデルに基
づいて設定されたパラメータを使用して、回転速度検出
手段Ｍ２の検出した回転速度相当量および制御ｆｆ１ｉ
出手段Ｍ３の算出した制御量から、吸入空気圧力算出手
段Ｍ４が吸入空気圧力を算出するよう働く。

すなわち、内燃機関Ｍ１の挙動に関与する各物理ω間の
関係を近似して得られる動的な物理モデルに則って、物
理的意味を有する吸入空気圧力が推定されるのである。

従って本発明の内燃機関の吸入空気圧力推定装置は、内
燃機関の負荷に相当する物理量である吸入空気圧力を好
適に算出するよう働く。以上のように本発明の各構成要
素が作用することにより、本発明の技術的課題が解決さ
れる。

［実施例］ 次に本発明の好適な実施例を図面に基づいて詳細に説明
する。本発明第１実施例であるエンジン制御装置のシス
テム構成を第２図に示す。

エンジン制御装置１は、４気筒のエンジン２および該エ
ンジン２を制御する電子制御装置（以下単にＥＣＵとよ
ぶ。）３から構成されている。エンジン２は、シリンダ
４ａおよびピストン４ｂから形成される第１燃焼室４と
同様の構成である第２〜第４燃焼室５，６．７とを備え
る。

各燃焼室４．５，６．７は、吸気バルブ８，９゜１０．
１１を介して各々吸気ポート１２，１３゜１４．１５に
連通している。各吸気ボート１２゜１３．１４．１５の
上流には、吸入空気の脈動を吸収するサージタンク１６
が設けられており、該サージタンク１６上流の吸気管１
７内部にはスロットルバルブ１８が配設されている。該
スロットルバルブ１８はモータ１９により駆動される。

モータ１９はＥＣＵ３からの指令に応じて、スロットル
バルブ１８の開度を変更し、吸気管１７を流れる吸入空
気量を調節する。また、上記吸気管１７には上記スロッ
トルバルブ１８を迂回するバイパス路２０が設けられ、
該バイパス路２０には、アイドルスピードコントロール
バルブ（以下単にｌ５ＣＶと呼ぶ。）２１が介装されて
いる。ｌ５ＣＶ２１はＥＣＵ３からの指令に応じて開閉
し、バイパス路２０を流れる吸入空気ｍを調節する。

また、エンジン２は、点火に必要な高電圧を出力するイ
グニションコイルを僅えたイグナイタ２２、クランク軸
２３に連動して上記イグナイタ２で発生した高電圧を各
気筒の図示しない点火プラグに分配供給するディストリ
ビュータ２４を有する。

エンジン制御装置１は検出器として、ディス］・リビュ
ータ２４のカムシャフトの１／２４回転毎に、すなわち
クランク角Ｏ°から３０’の整数倍毎に回転角信号を出
力する回転速度セン゛す３２、スロットルバルブ１８の
開度を検出するスロットルポジションセン＋＋’３３お
よびアクセルペダル３／ｌａの操作量を検出するアクセ
ル操作ωセン（Ｊ　３４を備える。

上記各センサの検出信号はＥＣＬＪ３に入力され、該Ｅ
ＣＵ３はエンジン２を制御する。ＥＣＵ３は、ＣＰＵ３
ａ、ＲＯＭ３ｂ、ＲＡＭ３ｃを中心に論理演算回路とし
て構成され、コモンバス３ｄを介して入力部３ｅ、出力
部３ｆに接続されて外部との入出力を行なう。

また、後述するようにＥＣＵ３の算出した吸入空気圧力
推定値に相当する信号と、ＥＣＵ３の記憶しているアイ
ドル状態における上限吸入空気圧力に相当する信号とは
、出力部３ｆから出力されてコンパレータ４１に入力さ
れる。吸入空気圧力推定値がアイドル状態における上限
吸入空気圧力を上回ると、コンパレータ４１はハイレベ
ル信号を増幅器４２に出力する。一方、スロットルバル
ブ１８が全開となるアイドル状態にあるときは、スロッ
トルポジションセンサ３３はアイドル信号を増幅器４２
に出力する。このため、エンジン２がアイドル状態であ
って、吸入空気圧力推定値がアイドル状態における上限
吸入空気圧力を上回ったときは、増幅器４２が作動して
警告灯４３を点灯する。このように、エンジン制御装置
１は、アイドル状態の吸入空気圧力推定値に基づいてエ
ンジン２の自己診断を行なう回路を有する。

ＥＣＵ３は、ＲＯＭ３ｂに予め記憶されたプログラムに
従って回転速度センサ３２およびアクセル操作量センν
３４から入力される検出結果に基づいてモータ１９、ｌ
５ＣＶ２１を駆動し、エンジン２の回転速度を目標回転
速度とするフィードバック制御を行なう。次に、このフ
ィードバック１Ｊ制御に用いられる制御系を第３図のブ
ロックダイアグラムに基づいて説明する。なお、第３図
は制御系を示す図であって、ハード的な構成を示すもの
ではない。第３図に示す制御系は、実際には第４図のフ
ローチャートに示した一連のプログラムの実行により、
離散系として実現されている。

第３図に示すように、オブザーバＰ１は、制御対象でお
るエンジン２の回転速度へ、エンジン２の吸入空気量の
調節に関与する制御ｍｓ−から、吸入空気圧力Ｐを推定
して吸入空気圧力推定値Ｐを求めるものである。

線形演算部Ｐ２は、上記吸入空気圧力推定値Ｐおよびエ
ンジン２の回転速度Ｎに、後述する最適フィードバック
ゲイン「′の上記８値に関する要素「を掛けて第１のフ
ィードバック量を算出するものである。

目標回転速度設定部Ｐ３は、エンジン２の目標回転速度
Ｎｒを設定するものである。本第１実施例では、アイド
ル状態においては予め定められたアイドル回転速度であ
り、通常走行状態においては自動変速機制御装置から指
令される回転速度あるいはアクセル操作量センサ３４の
検出結果が目標回転速度Ｎｒとなる。

逐次加算部Ｐ４は、目標回転速度Ｎｒと回転速度Ｎとの
偏差ｅを累積して逐次加算値Σｅｔ算出するものである
。

係数乗算部Ｐ５は、上記逐次加Ω値Σｅと、後述する最
適フィードバックゲイン「′の該逐次加算値Σｅに関す
る要素ｒとを掛けて第２のフィードバック量を算出する
ものでおる。

上記第１のフィードバックｍと第２のフィードバック量
とを加算することにより、制御ωＳ′が算出される。

一方、乗算部Ｐ６は、エンジン２の回転速度Ｎと、上記
オブザーバＰ１の推定した吸入空気圧力推定値Ｐとを乗
算した乗算値Ｐ−Ｎ＠ｎ出するものである。

係数乗算部Ｐ７は、上記乗算値Ｐ−Ｎに係数α３／α２
を掛けて補正値を算出するものである。

ざらに、上記制御量Ｓ′から上記補正値を載体すること
により、エンジン２の吸入空気量を調節する操作量Ｓが
算出される。該操作量Ｓは、エンジン２の吸気絞り有効
断面積である。すなわち、スロットルバルブ１Ｂおよび
ｌ５ＣＶ２１の開度に相当する量である。

以上エンジン制御装置１のハード的な構成および後述す
るプ［」グラムの実行により実現される制御系の構成に
ついて説明した。そこで、次にエンジン２の動的な物理
モデルの構築、オブザーバＰ１の設計および最適フィー
ドバックゲインＦ′の算出について説明する。

まジ゛、エンジン２の動的な物理モデルを構築する。運
転状態にあるエンジン２の運動方稈式は、次式（３）の
ように記述できる。

ｄＮ／ｄｔ＝　（１／Ｉ）−［、Σ（ＰＣｉ−Ｐａ　）
−１二１ （ｄＶｃｉ／ｄθ＞　−Ｔｆ　−ＴＩ　］・・・（３） 但し、Ｎは回転速度、ｔは時間、Ｉはエンジン回転部の
慣性モーメント、ｎは気筒数、ＰＣｌは１番目の気筒内
圧力、ｐａは大気圧、θはクランク角度、ＶＣｉはｉ番
気筒容積、Ｔｆは機械損失トルク、Ｔ１は実負荷！・ル
クである。

一方、エンジン２の吸気行程にある気筒における吸入空
気量の貿ω保存則は、次式（４）のように記述できる。

ｄ　Ｐ／ｄ　ｔ ・Ｐ　・（ｄＶｃｉ／ｄ　ｔ　）　−Ｑｍ　）　／（（
Ｋｉ　／　（Ｋｉ　−１））・Ｒｉ−Ｔｉ）＊］・・・
（４）なお、本を付した項は吸気行程以外ではＯである
。

但し、Ｐは吸入空気圧力、Ｃは音速、Ｓは吸気絞り有効
断面積、ｍは単位面積当りの吸入空気量、ＫＣは混合気
比熱比、ｑｍはシリンダ壁面伝熱量、Ｋｉは吸入空気比
熱比、Ｒ１は吸入空気ガス定数、Ｔｉは吸入空気温度、
■は吸気容積である。

上記式（３）において、図示トルクが吸入空気圧力Ｐに
ほぼ比例することから次式（５）のように近似できる。

（１／Ｉ）　−［：Ｉ　（Ｐｃｉ−Ｐａ）・（ｄＶｃｉ
／ｄθ）］ｍ１ＩＮ ＝α１　・Ｐ　　　　　　・・・（５）上記式（４）に
おいて、気筒内圧力Ｐｃｉが臨界圧力以下であれば、吸
入空気聞は吸気絞り有効断面積Ｓに比例することから次
式（６）のように近似できる。

（Ｃ２／Ｖ）・Ｓ−ｍ＝α１・Ｓ　　　・・・（６）ま
た、上記式（４）において、気筒内に吸入される吸入空
気量は、エンジン２の回転速度Ｎと吸入空気圧力Ｐとの
積に比例することから次式（７）のように近似できる。

−（Ｃ２／Ｖ）・［’、Ｉ　（（Ｋｃ　／　（Ｋｃ−１
））・Ｐ−ｍ１ （ｄＶｃｉ／ｄｔ）−Ｑｍ）／（［Ｋｉ　／　（Ｋｉ　
−１））・Ｒｉ　　−Ｔｉ　）＊］＝α２・Ｐ−Ｎ　　
　・・・（７）なお、本を付した項は吸気行程以外では
Ｏである。

上記式（５）、（６）、（７）により上記式（３）、（
４）は次式（８）、（９）のように近似できる。

・・・（８） ｄＰ／ｄｔ＝α１　・Ｓ＋α２・Ｐ−Ｎ　　　・・・（
９）上記式（８）、（９）を離散化し、さらに、機械損
失トルクＴｆは回転速度Ｎに比例するものとして近似し
て各定数項を改めると、一定時間サンプリングの場合の
同定基礎式である次式（１０）。

（１１）が得られる。

＋α３・Ｐ　（Ｋ）　　・Ｎ（に）　　・・・（１１）
ここで、実負荷トルクα３・ＴＩ　（に）と定数項α４
とを次式（１２）のようにして負荷トルクＴ−（に）に
変換する。

Ｃ３・Ｔ＝（Ｋ）＝ Ｃ３・　（Ｔ１　（に）＋（α４／α３））　・・・（
１２）また、操作ｍである吸気絞り有効断面積Ｓ　（Ｋ
）を次式（１３）のようにして制御量５−（Ｋ）に変換
する。

５−（Ｋ）＝ Ｓ（Ｋ）　＋（α３／α２）・Ｐ　（Ｋ）・Ｎ　（Ｋ）
・・・（１３） なお、上記両式（１０）、（１１）の各定数項は最小二
乗法により同定する。

上記式（１２＞、（１３）を用いて上記式（１０）、（
１１）を線形化すると、次式（１４）に示す状態方程式
を１！？る。

また、吸入空気圧力Ｐ　（Ｋ）を計測していないので、
出力方程式は次式（１５）のように定まる。

こうして、本第１実施例の動的な物理モデルが、上記式
（１４）、（１５）のように求められる。

この動的な物理モデルは、非線形を有するエンジン２を
好適に線形化したものである。

次にオブザーバＰ１の設訓方法について説明する。オブ
ザーバの設計にはゴピナスの設計法などが知られており
、「基礎システム理論」　（前掲内）等に詳しいが、本
第１実施例ではゴピナスの設計法に則って最小次元オブ
ザーバとして設ｈ１する。

上記式（１４）、（１５）を次式（１６）。

（１７）のように表記する。

Ｘ（に＋１）　＝Ｐ−Ｘ（Ｋ）　＋Ｇ　−ｕ　（に）　
　　・　（１６）■（に）＝Ｔ・Ｘ（Ｋ）　　　　　　
　　　　・・・（１７）但し、 １（Ｋ）＝Ｎ（に） Ｔ＝［１０コ である。

上記式（１６）、（１７）で表現される動的な物理モデ
ルの最小次元オブザーバは、次式（１８）、（１９）の
ように定まる。

Ｚ（Ｋ）　＝Ａ　−Ｚ（に−１）＋［３−ｖ（に−１）
＋　Ｊ−ｕ　（Ｋ−１）　　　　　　　　・・・（１８
）但し、 Ｕ　−Ｐ−Ａ・υ＝Ｂ・■ Ｊ＝Ｕ−Ｇ であり、しかも、Ａの固有値の絶対値はすべて１未満と
なるようにＵを定める。本第１実施例では、排気ｆｆ１
１６００　［ｃｃ］程度のガソリンエンジンに対して、
上記式（１４）の各係数行列の値を次式（２０）に示す
ように定めた。但し、各物理口の単位は、回転速度Ｎ　
［ｒ、　Ｄ、　ｒｒｌ、　］　、吸入空気圧力［ＫＰａ
ｌ、吸気絞り有効断面積Ｓ［ｍ２］、実負荷トルクＴＩ
［Ｎｍ］である。

すると、上記（１８）、（１９）の各係数行列は以下の
ように求まる。

Ａ＝０．１ ［３＝−０，１０ Ｊｌ＝［０，７９０，８８コ 従って、上記式（１８）、（１９）に基づき、本第１実
施例では吸入空気圧力推定（ａ　Ｐ　（に）が次式（２
１）、（２２＞のように求まる。

Ｚ（Ｋ）　＝０．１−Ｚ（Ｋ−１）　−０，１０−１’
（（Ｋ−１）・・・（２１） ・・・（２２） 次に最適フィードバックゲイン「−の求め方について説
明ターるが、最適フィードバックゲイン「−を求める手
法は、例えば、古田勝久署「線形システム制御理論」　
（昭和５１年）昭晃堂等に詳しいので、ここでは詳解は
略して結果のみを示す。

まず、目標回転速度Ｎｒがステップ状に変化するものと
して、該目標回転速度Ｎｒと回転速度Ｎ（に）との偏差
ｅ　（Ｋ）を尋人し、上記式（１４）の状態方程式で示
される系を一す−ボ系に拡大する。

なお、ここではスミスーデエビソンの設計法を使用する
。偏差ｅ　（Ｋ）は、次式（２３）のように記）ホでき
る。

ｅ（Ｋ）＝Ｎ（に）−Ｎｒ　　　　　　　・　（２３＞
目標回転速度Ｎｒがステップ状に変化するものとし、偏
差ｅ（に）の差分Δｅ　（Ｋ）を求めると次式（２４）
に示すように表現できる。

Δｅ　（Ｋ） ＝ｅ（に）−ｅ（に−１） ＝Ｎ（Ｋ）　−Ｎ（Ｋ−１）　−（Ｎｒ　（Ｋ）　−Ｎ
ｒ　（、に−１）　）−ΔＮ　（Ｋ）　　　　　　　　
　　　　　・・・（２４）従って、偏差ｅ　（Ｋ）は次
式（２５）のように記）ホできる。

ｅ（に）−ｅ（に−１）＋ΔＮ（Ｋ）　　　　　・　（
２５＞上記式（１４）、（２５＞より、ザーボ系に拡し
た系を差分値に関して表記すると、次式（２６）に示す
ような状態方程式を得る。なお、ここで、負荷ｌ・ルク
Ｔ”（Ｋ）がステップ状に変化するという仮蜜よりΔＴ
”（に）＝Ｏである。

上記式（２６）を次式（２７）のようにみなす。

δＸ（Ｋ＋１） ＝ｌｐａ−δＸ（Ｋ）　十Ｇａ　−δＵ（に）　　　・
　（２７＞すると、離散形２次形式評価関数は次式（２
８）のように表現できる。

＋δｕＴ（に）　・　ＩＲ−δｕ（Ｋ）　　］　　　　
　−（２８）ここで、重みパラメータ行列Ｑ、ＩＲを）
式択して、離散形２次形式評価関数Ｊを最小にする入力
δ啜」（Ｋ）は次式（２９〉で与えられる。

δｕ（Ｋ）＝Ｆ−−δＸ（Ｋ）　　　　　　　・　（２
９）従って最適フィードバックゲインＥ′は次式（３０
）のように定まる。

Ｆ′＝−（ｌＲ＋Ｇａ　Ｔ−Ｍ−Ｇａ　）−１・Ｇａ　
”　−Ｍ−Ｐａ　　　　　　　・　（３０）但し、Ｍは
次式（３１）に示す離散形リカツヂ方程式を満たす止定
対称行列である Ｍ＝Ｐａ　”　−Ｍ−Ｐａ　十〇−（Ｐａ　”　−Ｍ−
Ｇａ　）・（ｔＲ十〇ａ　”　−Ｍ−Ｇａ　）−＋・（
ＧａＴ−Ｍ・ＩＰａ）　　　　　・・・（３１）これに
より、制御量の偏差ΔＳ”（に）は次式（３２）のよう
に求まる。

・・・（３２） １０し、Ｆ”＝［Ｆ　　１“コである。

上記式（３２）を積分すると、制御量Ｓ′（ｋ）が次式
（３３）のように定まる。

・・・（３３） 以上、エンジン２の動的な物理モデルの構築、最小次元
オブザーバの設計および最適フィードバックゲイン「−
の算出について説明したか、これら、オブザーバ内の各
パラメータや最適フィードバックゲインＦ′等は予め算
出しておき、ＥＣＵ３内部ではその結果のみを用いて実
際の制御を行なうのである。

そこで、次にＥＣＵ３が実行するエンジン制御処理を第
４図のフローチャー１〜に基づいて説明する。なお、以
下の説明では現在の処理において扱われる量を添字（に
）で表わす。本エンジン制御処理は、ＥＣｔＪ３の起動
に伴って開始される。

まず、ステップ１００では、ＣＰＵ３ａ内部のレジスタ
のクリアや、第２のフィードバック量ｉｅおよびオブザ
ーバ内の変数Ｚ（に）の初期値設定をする初ＪＦＪ　（
ｅ処理が行なわれる。続くステップ１１０では目標回転
速度Ｎｒを入力する処理が行なわれる。本ステップ１１
０の処理が第３図に示す目標回転速度設定部Ｐ３として
機能する。次にステップ１２０に進み、回転速度センサ
３２の検出した回転速度Ｎ（に）、前回算出されて記憶
されている吸気絞り有効断面積５（Ｋ）、パワーステア
リングや空調装置の作動に起因する既知外乱として予め
記憶されている実負荷トルクＴＩ（に）を読み込む処理
が行なわれる。続くステップ１３０では、上記ステップ
１２０で読み込んだ吸気絞り有効断面積Ｓ（に）から制
御量Ｓ　−（Ｋ）を次式（３４）のように算出する処理
が行なわれる。

Ｓ　”　（Ｋ）　＝Ｓ（Ｋ）　＋（α３／α２）・Ｐ（
に−１）・Ｎ（に）　　　　・・・（３４）次に、ステ
ップ１４０に進み、上記ステップ１２０で読み込んだ実
負荷トルクＴＩ’（Ｋ）から負荷トルクＴ　”　（Ｋ）
を次式（３５）のように算出する処理が行なわれる。

Ｔ−（に）＝Ｔｌ（に）＋（α４／α３）・・・（３５
）続くステップ１５０，１６０は吸入空気圧力推△ 定値Ｐ（に）をｎ出する処理である。まずステップ１５
０で、オブザーバ内の変数Ｚ（に）を次式（３６）のよ
うに算出する処理が行なわれる。

Ｚ（Ｋ）＝０．１・Ｚ（に−１）−０，１０・Ｎ（に−
１）十０．７９・Ｓ−（に−１） ＋０．８８・Ｔ　−（Ｋ−１）　　　　・・・（３６〉
次にステップ１６０に進み、上記ステップ１５０で算出
された結果を用いて吸入空気圧力推定値△ Ｐ　（Ｋ）を次式（３７）のように算出する処理が行な
われる。

Ｐ（に）＝Ｚ（に）＋０．１２・Ｎ　（Ｋ）　　　・・
・（３７）上記ステップ１５０，１６０の処理か第３図
のオブザーバＰ１として機能する。続くステップ１７０
では、上記ステップ１２０で読み込まれた回転速度Ｎ（
に）、上記ステップ１６０で算出された吸入空気圧力推
定値Ｐ（に）に最適フィードバックゲインＥ′の要素「
を掛けて第１のフィードバック量を求めると共に、該第
１のフィードバック量に第２のフィードバック量ｉｅを
加えて制御量Ｓ　”　（Ｋ）を次式（３８）のように算
出する処理か行なわれる。

Ｓ　　−（に）　　＝Ｆ１　１　　・　Ｎ　（に）　　
−Ｆ　Ｆ１２　　・　Ｐ　（に）＋ｉｅ　　　　　　　
　　　　・・・（３８）本ステップ’１７０の処理が、
第３図の線形演算部Ｐ２として機能する。

次にステップ１８０に進み、上記ステップ１７０で算出
された制御ωＳ　−（Ｋ）から操作ｍである吸気絞り有
効断面積Ｓ　（Ｋ）を次式（３９）のように算出する処
理が行なわれる。

・Ｎ　（Ｋ）　　　　　　　　　　　　・・・（３９）
本ステップ１８０の処理が、第３図の乗障部Ｐ６および
係数乗算部Ｐ７として機能する。

続くステップ１９０では、上記ステップ１１０で入力し
た目標回転速度Ｎｒと−［記ステップ１２０で読み込／
νだ回転速度Ｎ（に）との偏差ｅ（に）を次式（４０）
のように算出する処理が行なわれる。

ｅ（に）＝Ｎ（Ｋ）−Ｎｒ　　　　　　　　　−（４０
）次にステップ２００に進み、上記ステップ１９０で算
出した偏差ｅ　（Ｋ）と最適フィードバックゲイン「の
該偏差ｅ　（Ｋ）に関する要素ｆとを掛けた値を加算し
て第２のフィードバック量ｉｅを次式（４１）のように
算出する処理が行なわれる。

ｉ　ｅ＝　ｉ　ｅ＋ｆ　−ｅ（に）　　　　　　　−（
４１）本ステップ２００の処理が、第３図の逐次加算部
Ｐ４および係数乗算部Ｐ５として機能する。

続くステップ２１０では、上記ステップ１８０で算出し
た操作ｆｆ１ｓ（に）に相当する駆動信号を、出力部３
ｆを介してモータ１９またはｌ５ＣＶ２１に出力すると
共に、上記ステップ１６０で算出した吸入空気圧力推定
値Ｐ（Ｋ）に相当する信号を、出力部３ｆを介してコン
パレータ４１に出力する処理が行なわれる。次にステッ
プ２２０では、ナンプリング・演算・制御の回数を示す
添字Ｋに値１を加算し、該添字Ｋを更新する処理を行な
った後、再び上記ステップ１１０に戻る。以後、本エン
ジン制御処理は、上記ステップ１１０〜２２０を繰り返
して実行する。

上記のように精成した本第１実施例によれば、エンジン
２の負荷に相当する吸入空気圧力Ｐを、吸気圧センサを
用いて計測することなく、高い精度で推定することがで
きる。このため、エンジン制御装置１の部品点数が減少
するので、その信頼性が向上すると共に製造費用を低減
できる。

また、エンジン２の負荷に相当する物理量である吸入空
気圧力推定値Ｐを算出している。このため、例えばアイ
ドル状態においては、該吸入空気圧力推定値Ｐを予め定
められた上限吸入空気圧力と比較することによりエンジ
ン２の自己診断を行なうことができる。このように、第
１ザーバＰ１で推定した値を多目的に有効利用できる。

ざらに、物理的意味を有する回転速度Ｎと吸入空気圧力
推定値Ｐとを状態変数量とし、最適フィードバックゲイ
ンを使用してフィードバック制御を行なうので、エンジ
ン２の回転速度制御における応答性・追従性といった制
御特性を著るしく改善できる。

また、上記効果に伴い、例えばアイドル状態においては
、ｌ５ＣＶ２１の好適な調節によりアイドル回転速度の
安定化が可能となる。一方、定速走行状態等においては
、モータ１９の適切な制御によりスロットルバルブ開度
を操作するため、所謂加速・減速サージング現象等の衝
撃的撮動を生じないので、車両の乗り心地も向上する。

上述のような各効果は、非線形性を有するエンジン２の
動的な撮る舞いに適合するよう好適に線形化した動的な
物理モデルを構築したことに起因して生じるものである
。

次に、本発明第２実施例を図面に基づいて詳細に説明す
る。本第２実施例と既述した第１実施例との相違点は、
動的な物理モデルの構築に際し、第１実施例では一定時
間サンプリングの同定基礎式を用いたのに対し、第２実
施例では一定クランク角度サンプリングの同定基礎式を
用いることである。なお、システム構成は既述した第１
実施例と同様のため、説明を省略し、同一部分は同一符
号にて表記する。

まず、第２実施例における制御系を第５図のブロックダ
イアグラムに基づいて説明する。既述した第１実施例と
同様に、第５図に示す制御系は第６図のフローチャート
に示した一連のプログラムの実行により離散系として実
現される。

第５図に示すように、乗算部Ｐ１１は、制御対象である
エンジン２の回転速度Ｎから回転速度２乗値Ｎ２を算出
するものである。

オブザーバＰ１２は、回転速度２乗値Ｎ２、エンジン２
の吸入空気量の調節に関与する制御量Ｓ／Ｎから、吸入
空気圧力Ｐを推定して吸入空気圧力推定値Ｐを求めるも
のである。

線形演算部Ｐ１３は、上記吸入空気圧力推定値へ Ｐ、回転速度２乗値Ｎ２に、後述する最適フィードバッ
クゲイン１１”′ａの上記両値に関する要素「ａを掛け
て第１のフィードバックけを算出するものである。

目標回転速度設定部Ｐ１４は、エンジン２の目標回転速
度２乗値Ｎｒ２を設定するものである。

本第２実施例では、目標回転速度Ｎｒはアイドル状態に
おいては予め定められたアイドル回転速度でおり、通常
走行状態においては自動変速制御装置から指令される回
転速度あるいはアクセル操作足センサ３４の検出結果で
ある。このような回転速度Ｎｒを２乗して目標回転速度
２乗値Ｎｒ２が設定される。

逐次加算部Ｐ１５は、目標回転速度２乗１直Ｎｒ２と回
転速度２乗値Ｎ２との偏差ｅｒを累積して逐次加算値Σ
ｅｒを、算出するものである。

係数乗算部Ｐ１６は、上記逐次加算値Σｃｒと、後述す
る最適フィードバックゲインｌ”′ａの該逐次加算値Σ
ｅｒに関する要素ｆａとを掛けて第２のフィードバック
量を算出するものである。

上記第１のフィードバック量と第２のフィードバック量
とを加算することにより、制御Ｎ　Ｓ　／　Ｎが算出さ
れる。

乗痒部Ｐ１７は、上記制御量Ｓ　／　Ｎに回転速度Ｎを
掛けて、エンジン２の吸入空気量を調節する操作量Ｓ＠
算出するものである。該操作量Ｓは、エンジン２の吸気
絞り有効断面積である。すな、１′）ち、スロットルバ
ルブ１８およびｌ５ＣＶ２１の開度に相当する爪である
。

以上のように本第２実施例の制御系は構成されている。

次に本第２実施例におけるエンジン２の動的な物理モデ
ルの溝築、オブザーバＰ１２の設計および最適フィード
バックゲイン「＝ａの算出について説明する。

まず、エンジン２の動的な物理モデルを溝築する。エン
ジン２の回転速度Ｎは、クランク角度θを用いて次式（
４２）のように表現できる。

Ｎ＝ｄθ／ｄｔ　　　　　　　　　　　　・・・（４２
）従って、次式（４３＞、（４４）を導出できる。

ｄＮ／ｄｔ＝　（ｄＮ／ｄθ）・（ｄＯ／ｄｔ＞−Ｎ・
（ｄＮ／ｄθ）　　　・・・（４３）ｄ　Ｐ／ｄ　ｔ　
＝　（ｄ　Ｐ／ｄθ〉・（ｄθ／ｄ　ｔ　）＝Ｎ・（ｄ
Ｐ／ｄθ）　　　・・・（４４）」−記式（４３）、（
４４）の関係を用いると、既述した、第１実施例の式（
８）、（９）から次式（４５）、（４６）が１ｑられる
。

Ｎ・（ｄＮ／ｄθ） Ｎ・（ｄＰ／ｄθ）＝α１・Ｓ十α２・Ｐ−Ｎ・・・（
４６） 上記式（４５）、（４６）を変形して次式（４７）、（
４８）が得られる。

（１／２＞・（ｄＮ２／ｄθ） ・・・（４８） 上記式（４７）、（４８）を離散化し、ざらに、機械損
失トルクＴＩは回転速度Ｎに比例するものと近似して各
定数項を改めると、一定クランク角度サンプリングの場
合の同定基礎式である次式（４９＞、（５０）が１ｑら
れる。

Ｐ（Ｋ＋１）　＝ 次に、上記両式（４９）、（５０）の各定数項を最小二
乗法により同定する。

上記式（４９）、（５０）および既述した第１実施例の
式（１２）より、次式（５１）、（５２）が得られる。

・・・（５２） こうして、本第２実施例の動的な物理モデルが、上記式
（５１）、（５２）のように求められる。

この動的な物理モデルも、非線形性を有するエンジン２
を好適に線形化している。

次にオブザーバＰ１２は、既述した第１実施例と同様に
ゴピナスの設Ｒ」法に則って最小次元オブザーバとして
設計した。本第２実施例では、上記式（５１）の各係数
行列の値を次式（５３）に承りように定めた。諸量の単
位系は既述した第１実施例と同様である。

但し、負荷トルクＴ　＝　（Ｋ）と実負荷トルク−「１
（１０は次式（５４）の関係にある。

ＴｉＫ）＝ＴＩ（に）　＋４２．２１１０．９２・・・
（５４） 従って、吸入空気圧力推定値Ｐ（に）は次式（５５）、
（５６）のように求まる。

Ｚ（Ｋ）＝０．１・Ｚ（に−１）−０，８１Ｘ１０″″
４・Ｎ２（に−１）　＋〇、４３ｘ１０９・　（Ｓ（に
−１）／Ｎ（に−１）） 十０．８３・Ｔ−（に−１）　　　・・・（５５）Ｐ（
に）＝Ｚ（に）＋０．９０ｘ１０−’　・Ｎ２（Ｋ）・
・・（５６） 次に最適フィードバックゲイン「−ａは、既述した第１
実施例と同様にスミスーデエビソンの設ｈｉ法により、
以下のように定まる。まず、系をサーボ系に拡大する。

上記式（５１）を次式（５７）のように変形する。

・Ｔ”（に）　　　　　　　　　　　　　　・・・（５
７）負荷トルクＴ　”　（Ｋ）をステップ状に変化する
外乱とみなすとΔＴｌＫ）＝０であるので、上記式（５
７）の差分Δを求めると次式（５８）が得られる。

一方、偏差ｅｒ（に）は次式（５９）のように表現され
る。

ｅｒ（に）　＝Ｎ２　（に）−Ｎｒ　２　　　　　　・
　（５９）目標回転速度Ｎｒがステップ状に変化するも
のとすると上記式（５９）より次式（６０）式が得られ
る。

Δｅｒ（Ｋ）＝ΔＮ２（Ｋ）−八Ｎｒ２＝ΔＮ２　（Ｋ
）　　　　　　　　　・・・（６０）このため、偏差ｅ
ｒ（に）は次式（６１）のように記述できる。

Δｅｒ（に）−ｅｒ（に−１）＋ΔＮ２（Ｋ）　　−（
６１）従って、上記式（５８）、（６１）よりサーボ系
に拡大した場合の状態方程式は次式（６２）のように定
まる。

上記式（６２）で表現される系の離散系２次形式評価関
故Ｊを最小にする入力Δ（Ｓ（Ｋ）　／Ｎ（Ｋ））は次
式（６３）で与えられる。

・・・（６３） 但し、１ｊ−ａ＝［「ａ　　ｆａ］である。

上記式（６３）を積分すると次式（６４）を得る。

５（Ｋ）　／Ｎ（Ｋ）　＝ ・・・（６４） 以上説明したような、エンジン２の動的な物理モデル、
最小次元オブザーバおよび最適フィードバックゲインＦ
−ａを使用してＥＣｔＪ３が行なうエンジン制御処理を
第６図のフローチＩ＝−１〜に基づいて説明する。添字
（に）は現在の処理で扱われている量を示ず。本エンジ
ン制御処理は、ＥＣＵ３の起動に伴って開始される。

まず、ステップ３００では、第２のフイードバツクｆｆ
１ｉ　ｅｒおよびオブザーバ内の変数Ｚ　（Ｋ）の初期
値設定等の初期化処理が行なわれる。続くステップ３１
０では目標回転速度Ｎｒ＠読み込む処理が行なわれる。

次にステップ３２０に進み、目標回転速度２乗値Ｎｒ２
を算出する処理が行なわれる。上記ステップ３１０，３
２０の処理が第５図に示ず目標回転速度設定部Ｐ１４と
して機能する。続くステップ３３０では、回転速度Ｎ　
（Ｋ）、吸気絞り有効断面積Ｓ　（Ｋ）および実負荷ト
ルクＴ１（Ｋ）を読み込む処理が行なわれる。次に、ス
テップ３４０に進み、上記ステップ３３０で読み込んだ
回転速度Ｎ（に）から回転速度２乗値Ｎ２（Ｋ）を算出
する処理が行なわれる。本ステップ３４０の処理が第５
図に示す乗算部Ｐ１１として機能する。

続くステップ３５０では、実負荷トルクＴＩ（Ｋ）から
負荷トルクＴ　”　（Ｋ）を次式（６５）のように算出
する処理が行なわれる。

丁”（Ｋ）　＝ＴＩ　（Ｋ）　＋４２．２１１０．９２
・・・（６５） 次のステップ３６０，３７０は吸入空気圧力推定値Ｐ　
（Ｋ）を算出する処理である。まずステップ３６０で、
オブザーバ内の変数Ｚ　（Ｋ）を次式（６６）のように
算出する処理が行なわれる。

Ｚ（Ｋ）＝０．１・Ｚ（Ｋ−１）　−０，８１ｘ　１０
−４・Ｎ２　（Ｋ−１）　＋〇、４３ｘ１０９・（Ｓ（
Ｋ−１）　／Ｎ（Ｋ−１）　）″　＋０．８３・１°＝
　（Ｋ−１）　　　　・・・（６６）次にステップ３７
０に進み、上記ステップ３６０で算出された結果を用い
て吸入空気圧力推定値Ｐ（に）を次式（６７）のように
算出する処理が行なわれる。

ハ Ｐ（Ｋ）＝Ｚ（Ｋ）　＋〇、９０ｘ１０−”・Ｎ２（Ｋ
）・・・（６７） 上記ステップ３６０．３７０の処理が第５図のオブザー
バＰ１２として機能する。

続くステップ３８０では、上記ステップ３７０で算出さ
れた吸入空気圧力推定値Ｐ（に）、上記ステップ３４０
で算出した回転速度２乗値Ｎ２（に）、に最適フィード
バックゲインｌｌ””ａの要素「ａを掛けて第１のフィ
ードバック量を求めると共に、該第１のフィードバック
量に第２のフィードバックｆｉｉ　ｅｒを加えて制御ｍ
ｓ　（Ｋ）　／　Ｎ　（Ｋ）を次式（６８）のように算
出する処理が行なわれる。５（Ｋ）　／Ｎ（Ｋ） ＝Ｆａ１１−Ｎ２（に）　十Ｆａ　１２　・Ｐ（Ｋ）＋
ｉｅｒ　　　　　　　　　　　・・・（６８）本ステッ
プ３８０の処理が、第５図の線形演算部Ｐ’１３として
機能する。次にステップ３９０に進み、上記ステップ３
８０で算出された制御但５（Ｋ）／Ｎ（に）から操作量
である吸気絞り有効断面積Ｓ（に）を次式（６９）のよ
うに算出する処理が行なわれる。

５（Ｋ）＝　（Ｓ（Ｋ）／Ｎ（Ｋ））ｘＮ（Ｋ）　　・
・・（６９）本ステップ３９０の処理が、第５図の乗算
部Ｐ１７として機能する。

続くステップ４００では、上記ステップ３２０で算出し
た目標回転速度２乗値Ｎｒ２と上記ステップ３４０で算
出した回転速度２乗値Ｎ２　（Ｋ）との偏差ｅ　ｒ　（
Ｋ）を次式（７０）のように算出する処理が行なわれる
。

ｅｒ（Ｋ）＝Ｎ２（Ｋ）−Ｎｒ　２　　　　　−（７０
）次にステップ４１０に進み、上記ステップ４００で算
出した偏差ｅ　ｒ　（Ｋ）と最適フィードバックゲイン
１＝ａの該偏差に関する要素ｆａとを掛ｔプた値を累積
して第２のフィードバック量ｉｅｒを次式（７１）のよ
うに算出する！ｌ！ｌ！埋が行なわれる。

ｉ　ｅｒ＝　ｉ　ｅｒ十ｆａ　−ｅｒ（Ｋ）　　　　＝
・（７１）本ステップ４１０の処理が、第５図の逐次加
算部Ｐ１５および係数乗算部Ｐ１６として機能する。

続くステップ４２０では、上記ステップ３９０で算出し
た操作量Ｓ（に）に相当する駆動信号を、出力部３ｆを
介して−Ｅ−タ１９またはｌ５ＣＶ２１に出力すると共
に、上記ステップ３７０で算出した吸入空気圧力推定値
Ｐ（に）に相当する信号を、出力部３ｆを介してコンパ
レータ４１に出力する処理が行なわれる。次にステップ
４３０に進み、サンプリング・演算・制御の回数を示す
添字Ｋに値１を加算し、該添字Ｋを更新する処理を行な
った後、再び上記ステップ３１０に戻る。以後、本エン
ジン制御処理は、上記ステップ３１０〜４３０を繰り返
して実行する。

上記のように構成された本第２実施例は、既述した第１
実施例の各効果に加えて以下の効果を生じる。すなわち
、一定クランク角度サンプリングを行なっているので、
エンジン２のクランク角度に同期して生じる各現象に好
適に適合した制御が可能となる。このことは、同一の制
御系構成を、例えばエンジン２の燃料噴射量制御もしく
は燃料噴射時期制御あるいは点火時期制御に適用した場
合等に、特に顕著な効果を生じる。

以−Ｆ本発明のいくつかの実施例について説明したが、
本発明はこのような実施例に何等限定されるものではな
く、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々なる
態様で実施し得ることは勿論である。

発明の効果 以上詳記したように本発明の内燃機関の吸入空気圧力推
定装置によれば、非線形性を有する内燃機関の動特性を
損なうことなく線形化した動的な物理モデルを構築した
ので、制御対象である内燃Ｆｊｉ関と良好に適合する動
的な物理モデルに則って、自燃機関の負荷に相当する吸
入空気圧力を、専用の検出手段を設けることなく正確に
推定できるという優れた効果を奏する。

また、吸入空気圧力を計測する検出手段を内燃機関に配
置１する必要がないので部品点数および組み立て工数の
減少により、内燃機関の製造費用を低減できると共に、
内燃機関の信頼性も向上する。

さらに、内燃機関の負荷に相当する吸入空気圧力を推定
できるので、例えば、該吸入空気圧力を状態変数量の一
つとし、該状態変数量から最適フィードバックゲインを
使用して制御量を算出する内燃機関のフィードバック制
御における応答性・追従性が向上する。

また、内燃機関の負荷に相当する物理量である吸入空気
圧力を推定するので、例えば該吸入空気圧力の値に基づ
いて内燃機関の自己診断を行なう等、推定された吸入空
気圧力を多目的に対して有効に活用することが可能とな
る。

【図面の簡単な説明】

、　第１図は本発明の内容を概念的に例示した基本的構
成図、第２図は本発明第１実施例のシステム構成図、第
３図は同じくその制御系を示すブロックダイアグラム、
第４図は同じくその制御を示すフローチャート、第５図
は本発明第２実施例の制御系を示すブロックダイアグラ
ム、第６図は同じくその制御を示すフローチャートであ
る。 Ｍｌ・・・内燃）実間 Ｍ２・・・回転速度検出手段 Ｍ３・・・制御量算出手段 Ｍ４・・・吸入空気圧力推定装置 １・・・エンジン制御装置 ２・・・エンジン ３・・・電子制御装置（ＥＣＵ） ３ａ・・・ＣＰＵ ３２・・・回転速度センサ

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １　内燃機関の運動方程式および該内燃機関の吸入空気
   量の質量保存を記述した数式から近似して得られる内燃
   機関の動的な物理モデルに則って、上記内燃機関の吸入
   空気圧力を推定する内燃機関の吸入空気圧力推定装置で
   あって、 上記内燃機関の回転速度に応じた回転速度相当量を検出
   する回転速度検出手段と、 上記内燃機関の吸入空気量の調節に関与する制御量を算
   出する制御量算出手段と、 前記内燃機関の動的なモデルに基づいて設定されたパラ
   メータを使用して、上記回転速度検出手段の検出した回
   転速度相当量および上記制御量算出手段の算出した制御
   量から上記内燃機関の吸入空気圧力を算出する吸入空気
   圧力算出手段と、を備えたことを特徴とする内燃機関の
   吸入空気圧力推定装置。