JPH0674076A

JPH0674076A - 内燃機関の吸入空気量算出方法

Info

Publication number: JPH0674076A
Application number: JP5186851A
Authority: JP
Inventors: Yusuke Hasegawa; 祐介長谷川; Isao Komoriya; 勲小森谷; Naosuke Akasaki; 修介赤崎; Hidetaka Maki; 秀隆牧; Toshiaki Hirota; 俊明廣田
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 1992-07-03
Filing date: 1993-06-30
Publication date: 1994-03-15

Abstract

(57)【要約】【構成】内燃機関の吸気系に配置したスロットル弁を
オリフィスとみなし、流体力学の式に基づき、実測した
圧力を用いてスロットル通過空気量を求め、チャンバ内
充填遅れを考慮して気筒内に吸入される空気量を動的に
推定する。【効果】吸入空気量に対して極めて相関関係の高い圧
力の実測値を用い、流体力学の式に基づく算出を行って
いることから推定精度を向上させることができる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明は内燃機関の吸入空気量
算出方法に関し、より具体的には吸気系の流体力学モデ
ルを構築して実際に気筒内に吸入される空気量を精度良
く求める様にした内燃機関の吸入空気量算出方法に関す
る。

【０００２】

【従来の技術】従来、気筒内に流入した空気量を求める
手法としては吸入空気量を直接計測するマスフロー方
式、吸気チャンバ内圧力によって間接的に求めるスピー
ドデンシティ方式などが用いられている。しかし、いず
れの手法においても過渡状態や装置劣化、製造バラツ
キ、経年変化などの影響を受けることから、近時、特開
平２−５７４５号公報などに提案される様に、吸気系に
ついて同様のモデルを構築して精度良く吸入空気量を算
出する方法が提案されている。また、米国特許第４，４
４６，５２３号も類似する流体力学モデルを提案してい
る。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記し
た特開平２−５７４５号で提案されている手法は予測手
法を用いるものであって、実圧力を検出していないこと
から、推定精度において問題があった。更に漸化式を用
いていることから、圧力の推定に誤差を生じるとそれが
累積されて一層誤差を大きくする不都合があった。ま
た、米国特許で提案されている手法は、単にスロットル
弁を通過する空気量を求めるものでしかなく、実際に気
筒に吸入した空気量を求めるものではなかった。

【０００４】従って、この発明の目的は上記した欠点を
解消し、実際に気筒内に吸入される空気量を求めるに際
し、実圧力を用いて推定精度を向上させると共に、もし
推定誤差が生じても、その履歴が次回の算出に影響しな
い様にした内燃機関の吸入空気量算出方法を提供するこ
とを目的とする。

【０００５】

【課題を解決するための手段】上記の目的を解決するた
めに本発明に係る内燃機関の吸入空気量算出方法は、ス
ロットル弁を備えた吸気管を通じて内燃機関の気筒に吸
入される空気量を算出する内燃機関の吸入空気量算出方
法において、前記スロットル弁をオリフィスとみなして
スロットル開度に応じてそこを通過する空気量Ｇｔｈ
を、スロットル弁前後の圧力の計測値に基づいて流体力
学の式Ｇｔｈ＝Ｃ・Ｓ・ρ・（２ｇ・（Ｐ₁−Ｐ₂）／γ）^1/2 但し、Ｃ：係数、Ｓ：スロットル投影面積、ρ：スロッ
トル上流側空気密度ｇ：重力加速度、γ：スロットル上流側空気比重量、Ｐ
₁：スロットル上流側圧力、Ｐ₂：スロットル下流側圧
力を用いて求め、気体の状態方程式に基づいて前記スロッ
トル弁下流から前記気筒の吸気ポートに至るチャンバ部
位を充填するチャンバ内空気量Ｇｂを求め、該チャンバ
部位の圧力変化からチャンバ内空気量の変化分ΔＧｂを
求め、及び前記スロットル通過空気量Ｇｔｈよりチャン
バ内空気量の変化分ΔＧｂを減算して気筒内に吸入され
る空気量Ｇａｉｒを求める、如く構成した。

【０００６】

【作用】実圧力を計測して用いることから推定精度が向
上すると共に、算出の度に実圧力を計測して用いること
から、たとえ推定誤差が生じたとしても、その様な過去
の履歴が次回の算出に影響を及ぼすことがない。

【０００７】

【実施例】以下、この発明に係る内燃機関の吸入空気量
算出方法を内燃機関の燃料噴射量制御装置として実現し
た場合を例にとって実施例を説明する。

【０００８】図１はこの発明に係る内燃機関の吸入空気
量算出方法を、内燃機関の燃料噴射量制御装置として構
成した場合のその制御装置を全体的に示すブロック図で
あり、同図を参照して説明すると、この制御装置は、機
関回転数Ｎｅ、吸気圧力Ｐｂなどから予め設定され、マ
ップ化されてコンピュータのメモリ内に格納された特性
を検索して目標筒内吸入燃料量（Ｔｉ）を決定するＭＡ
Ｐブロック、スロットル開度θTH、吸気圧力Ｐb 、大気
圧Ｐa などから実吸入空気量（Ｇａｉｒ）の動的な挙動
を推定するＧａｉｒモデルブロック、排気系集合部の空
燃比より各気筒の空燃比を推定するＡ／Ｆオブザーバブ
ロック、及び燃料噴射量（Ｔｏｕｔ）を決定する燃料噴
射制御ブロックから構成される。この構成において、推
定された筒内実吸入空気量Ｇａｉｒと各気筒の空燃比Ａ
／Ｆとから、各時刻（燃焼サイクル）における気筒吸入
燃料量Ｇｆｕｅｌが推定され、それが目標燃料量Ｔｉに
一致する様に、前記燃料噴射ブロックのパラメータが調
整され、噴射燃料量Ｔｏｕｔが決定される。

【０００９】以下、それぞれについて詳細に説明する。

【００１０】先ず燃料噴射制御について説明する

【００１１】燃料噴射制御について図１を書き直すと図
２の様になる。ここで入力パラメータは、次の通りとす
る。（１）目標筒内吸入燃料量Ｔｉ．．．．．各種センサか
らの入力を用いて算出または推定した筒内実吸入空気量
を目標空燃比で割った値。尚、筒内実吸入空気量の算出
については後で詳述する。（２）筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌ．．．同様に上記の
筒内実吸入空気量を広域空燃比センサ測定値から求めた
気筒ごとの実空燃比で割った値。気筒ごとの実空燃比の
算出についても後述する。（３）その他．．．．．．．．．．．．．壁面付着補正
補償器に必要な各種測定値または推定値（例えば水温Ｔ
ｗ、吸気圧力Ｐb 、機関回転数Ｎｅなど）。

【００１２】即ち、上に述べた如く、ある時刻（ｋ−
ｎ）の燃焼サイクルの筒内実吸入空気量Ｇａｉｒ（ｋ−
ｎ）を求めて目標空燃比Ａ／Ｆ（ｋ−ｎ）で除算して目
標筒内吸入燃料量Ｔｉ（ｋ−ｎ）が決定される。また同
時刻の燃焼サイクルの筒内実吸入空気量Ｇａｉｒ（ｋ−
ｎ）を当該気筒の測定空燃比Ａ／Ｆ（ｋ−ｎ）で除算
し、筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌ（ｋ−ｎ）が決定され
る。そして適応制御器において、目標筒内吸入燃料量Ｔ
ｉ（ｋ−ｎ）に筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌ（ｋ−ｎ）
が常に一致する様に補償器の調整がなされ、制御値（噴
射燃料量）Ｔｏｕｔが決定される。ここで、前記した付
着パラメータの変化に即応するために、壁面付着プラン
トの前に、それと逆の伝達関数を持つ壁面付着補正補償
器を直列に挿入する。この壁面付着補正補償器の付着パ
ラメータは、予め機関運転状態との対応関係に基づいて
決定したマップにより検索する。もし壁面付着補正補償
器の持つ付着パラメータと実機の持つ真の付着パラメー
タとが等しければ、両者は外から見ると伝達関数が１と
なり、即ちプラントと補償器の伝達関数の積が１とな
り、目標筒内吸入燃料量＝筒内実吸入燃料量となるの
で、完全な補正が行われるはずである。ところが、付着
パラメータは一般に機関運転状態によって複雑に変化す
るため、完全に一致させることは難しい。また実機には
初期バラツキがあり、更にはデポジットの付着などによ
って経時変化も生じる。それらの理由から、両者の付着
パラメータが異なった場合、伝達関数は１（またはその
付近）以外の値となり、時間応答を生じるので、目標筒
内吸入燃料量と筒内実吸入燃料量とは等しくならない。
そこで、この付着補正補償器を含んで１つの仮想プラン
トとみなし、その仮想プラントの伝達特性が１（または
その付近の値）以外になったとき、その逆伝達特性を持
つ様に適応制御器を動作させる様にした。適応制御器に
は、目標値として目標筒内吸入燃料量が入力され、仮想
プラントの出力である筒内実吸入燃料量が目標値と一致
する様に変化する適応パラメータが用いられる。適応制
御器のパラメータは、適応パラメータ調整（同定）器に
よって計算される。適応パラメータ調整（同定）器に
は、仮想プラントへの過去の値を含む入出力値が用いら
れる。尚、上記において適応制御器は、筒内吸入空気量
の持つ誤差を吸収する働きも行う。即ち、筒内吸入空気
量の推定に誤差があっても、結果的に筒内吸入空気量を
測定空燃比と目標空燃比でそれぞれ除算して得られる筒
内実吸入燃料量と目標筒内吸入燃料量とが常に一致する
様に適応パラメータが調整されるので、空気量推定誤差
は吸収されることになる。

【００１３】以下、詳述する。

【００１４】壁面付着プラントとしては数１に示す様な
１次系のモデルを用いる。ここではパラメータは２個と
する。

【００１５】

【数１】

【００１６】それを離散形の伝達関数で示すと、数２の
様になる。またブロック線図で示すと、図３の様にな
る。

【００１７】

【数２】

【００１８】また数３に壁面付着補正補償器の伝達関数
を示す。前記の如く、壁面付着プラントのそれの逆伝達
関数をとる。

【００１９】

【数３】

【００２０】先に述べた如く、壁面付着補正補償器の直
接率Ａハットと持ち去り率Ｂハットは、機関運転状態、
例えば水温Ｔｗ、吸気圧力Ｐb 、機関回転数Ｎｅなどの
関数とし、予め特性をコンピュータのメモリ内にマップ
として設定しておき、それから検索する。尚、この明細
書で「ハット」は、推定値を意味する。

【００２１】次いで、適応制御器について説明する。壁
面付着補正に求められる条件としては、常に輸送遅れを
小さくする方向で働くこと、Ａ，Ｂ項の変化に追従でき
ること、が挙げられるが、その様に時変（時間的に変
化）であるプラントに追従して適応制御する手法として
は、ＭＲＡＣＳ（モデル規範形適応制御）が良く知られ
ている。そこで壁面付着補正にＭＲＡＣＳを適用する
と、図４に示す様になる。このとき規範モデルは時変プ
ラントの中央値付近に取っても良いし、壁面付着補正補
償器が制御し易い様に取っても良い。尚、ＭＲＡＣＳは
無駄時間を持つプラントにのみ有効なため、付着プラン
トへの入力を１サイクル遅らせることによって見掛け上
無駄時間を挿入し、仮想プラントとしている（挿入ブロ
ックに「仮想」なる語を付す）。

【００２２】ここで気付くことは、仮想付着補正補償器
と仮想規範モデルが直列に並んでいることである。これ
らは互いに逆伝達関数の関係にあるので、キャンセルす
ることができる。その結果、仮想規範モデルの直後のｚ
^d＝ｚ（ｄ＝１）のブロックと、Ｄ（ｚ^-1）が残るが、
ｚは未来値を出力する伝達関数であり、そのままでは存
在できない。よってＤ（ｚ^-1）をＤ（ｚ^-1）＝ｚ^-1とお
くことにより、この両者もキャンセルする。通常、Ｄ
（ｚ^-1）は、Ｄ（ｚ^-1）＝１＋ｄ₁ｚ^-1＋・・・＋ｄ_n
ｚ^-n、の様におかれるが、Ｄ（ｚ^-1）＝ｚ^-1とおいても
安定性には問題がない。よって、図４を整理すると、図
５の様になる（これによって適応制御器はレギュレータ
問題を扱うこととなってＳＴＲ（セルフチューニングレ
ギュレータ）に変形する）。ここで適応制御器はパラメ
ータ同定機構によって同定された係数ベクトルを受け取
ってフィードバック補償器を形成する。但し、この動作
自体は公知なものであって、例えば「コンピュートロー
ル」Ｎｏ．２７、『ディジタル適応制御』、２８頁から
４１頁に詳述されているので、説明は省略する。

【００２３】図示した構成についてのシミュレーション
による応答結果を図６に示す。この図より、ＭＲＡＣＳ
のパラメータ同定機構は、前述の構成において正常に動
作していることが分かる。しかし空燃比の挙動には暴れ
が残ってしまっている。これを微視的にみるために、図
７の（ａ）の様な目標吸入燃料量を入力してみると、プ
ラント出力と空燃比は同図（ｂ）（ｃ）の様になる。こ
れから、プラント出力が１サイクル遅れているのが分か
る。仮想プラントとしてプラントに無駄時間が挿入され
ているため、この遅れが原因で、過渡運転時に目標燃料
量とプラントの時間差が１サイクル分生じるため、空燃
比にスパイクが生じることが分かる。

【００２４】ここで、仮想プラントを外から見た場合、
無駄時間ｚ^-dをプラントの前に挿入しても後に挿入して
も等価なので、先ずこれをプラントの後に付けることに
する。そして、プラントの出力ｙ′（ｋ）はプラントの
直後から取り出し、その後に挿入した無駄時間ｚ^-dの後
からパラメータ同定機構が必要とする仮想プラント出力
ｙ（ｋ）を取り出すことにする。こうすれば入力ｒ
（ｋ）からプラント出力ｙ′（ｋ）の経路に無駄時間が
存在せず、かつパラメータ同定機構は無駄時間の入った
仮想プラント出力ｙ（ｋ）を用いることができる。その
構成を図８に示す。また図９に図８の構成のシミュレー
ション結果を示す。収束後は図９（ｃ）の様に、実吸入
燃料量はほぼ目標燃料量となり、そのときの空燃比も１
４．７付近でフラットに推移している。また先と同じく
同定終了後の微視的応答を同じスケールでみると、図１
０の様になる（破線は比較のための無駄時間対策前の応
答）。これをみても、無駄時間対策後の応答は、同定が
終了すれば非常にフラットな空燃比になっているのが分
かる。

【００２５】尚、ここで無駄時間の挿入は上に述べたも
のに限られるものではなく、図８に想像線で示す様に、
プラントの出力の次数に対応して入力及び／又は出力に
適宜挿入することとする。

【００２６】ここで、パラメータ同定則について述べる
と、図４などに示したパラメータ同定機構においてラン
ダウなどの手法を用いるとき、ゲイン行列は数４の様に
表される。

【００２７】

【数４】

【００２８】このλ1(k), λ2(k)の選び方により、具体
的なパラメータ同定則が決定する。ＭＲＡＣＳの代表的
な同定則は、固定ゲイン法、漸減ゲイン法（最小二乗法
を含む）、可変ゲイン法（重みつき最小二乗法を含
む）、固定トレース法の４種に大別される。それらにつ
いて図４に示した構成に基づき以下の条件でシミュレー
ションを行った。即ち、実機への適用においては時変プ
ラントが対象となる可能性が高いため、時変プラントを
使用した。図１１〜図１４にそのシミュレーション結果
を示す。シミュレーション結果から分かる様に、プラン
トが時変の場合に、固定ゲイン法（図１１）ではプラン
ト出力値が目標値を中心に激しくハンチングを起こして
いる。これは、目標値が変化しているとき（過渡運転
時）に特に顕著である。過渡運転時には規範モデル出力
と、その目標値であるプラント出力値との差が大きくな
るので、ＭＲＡＣＳのパラメータ同定機構は一度に大幅
にパラメータを変えようとする。このため、プラントの
変化が速すぎるときなどの場合にはオーバシュートを起
こし、ハンチングしてしまう。それに対し、漸減ゲイン
法（図１２）と可変ゲイン法（図１３）と固定トレース
法（図１４）とでは、目標値である規範モデルに対して
プラント出力はきちんと追従している。部分的に振動が
見られるが、目標値に収束していることが分かる。この
程度の振動は、収束のためのパラメータを調整すれば、
例えばゲイン行列の数値やＤ（ｚ^-1）を変えることによ
り、収束スピードを犠牲にすることなく、抑え込むこと
が可能である。よって、この３つの同定則は収束スピー
ドが固定ゲイン法に比べて速く、プラントが時変であっ
ても追従可能であることを示している。

【００２９】続いて、筒内実吸入空気量Ｇａｉｒの推定
について説明する。

【００３０】先に述べた様に、筒内実吸入燃料量Ｇｆｕ
ｅｌを正確に求めるためには、吸入空気量を精度良く求
める必要がある。従来より、吸入空気量を直接的に計測
するマスフロー方式、吸気チャンバ内圧力によって間接
的に推定するスピードデンシティ方式などが提案されて
いるが、これらの従来手法は基本的には気筒吸入空気量
と相関の高いパラメータを用いてマッピング（マップ
化）してコンピュータのメモリに格納しておき、それを
検索して求めるものであるため、マッピング時に考慮さ
れていなかったパラメータの変化に対しては全く無力で
あり、劣化、バラツキ、経年変化などに対してタフネス
がなかった。またマッピングは基本的には定常状態でし
か行うことができず、過渡運転状態を表現していないた
め、過渡時の気筒吸入空気量はセッティングに頼る他は
なかった。従って、この発明においては、吸気系に各種
条件下において吸入空気量の変化を反映することができ
る流体力学モデルを適用し、計測自体は従来通り間接的
であるにしても、マッピング、セッティングを廃して精
度良く求める様にした。即ち、スロットルをオリフィス
とみなし、スロットルまわりの流体力学モデルを構築し
てスロットル通過空気量を推定し、チャンバ充填遅れを
考慮して動的に実吸入空気量を推定する様にした。以
下、説明する。

【００３１】先ず、図１５の吸気系モデルに示す様に、
スロットルをオリフィスとみなすと、数５に示すベルヌ
ーイの式、数６に示す連続の式、数７に示す断熱変化の
関係式より、数８に示す絞り式流量計などで使用される
圧縮性流体についての流量の計算式を導出でき、単位時
間当たりのスロットル通過空気量Ｇｔｈを求めることが
できる。

【００３２】

【数５】

【００３３】

【数６】

【００３４】

【数７】

【００３５】

【数８】

【００３６】次いで、気体の状態式に基づく数９に示す
式からチャンバ内空気量Ｇｂを求める。尚、ここで「チ
ャンバ」はいわゆるサージタンク相当部位のみならず、
スロットル弁下流から吸気ポートに至る間の全ての部位
を意味する。

【００３７】

【数９】

【００３８】従って、今回充填された空気量の変化分Δ
Ｇｂは、圧力変化分より数１０の式から求めることがで
きる。

【００３９】

【数１０】

【００４０】即ち、定常運転状態であればＧｔｈ＝Ｇａ
ｉｒとなる。他方、過渡状態で例えばスロットル弁が急
に開かれたとき吸入圧力が高くなるのは、空気がチャン
バを充填しているからである。逆に言えば、チャンバ内
を充填した空気量とスロットル弁を通過した空気量とが
分かれば気筒内に流入した空気量も分かることになる。
即ち、チャンバに充填された空気量分は当然ながら気筒
へ吸入されないものとすれば、単位時間ΔＴ当たりの筒
内実吸入空気量Ｇａｉｒは数１１で表すことができ、こ
れによって実吸入空気量の動的な挙動が推定可能とな
る。図１６にこの算出手法によるシミュレーション結果
を示す。

【００４１】

【数１１】

【００４２】上記について実験結果を示す。図１７にテ
スト装置の概略を示す。

【００４３】実験においては、スロットル開度一定と
し、空気量を変化させ、そのときのスロットル上、下流
の圧力を測定し、また同時に空気流量も測定した。テス
トはスロットル上流側に関して１０種のスロットル開度
について行った。そのうちスロットル開度３１．６度に
ついての結果を図１８に示す。図示したものも含めた実
験結果から以下が判明した。（１）スロットル下流の圧力は、スロットルから１Ｄ〜
２Ｄ（Ｄ：スロットル弁の径）で一度落ち込み、３Ｄ〜
４Ｄで回復し、再び下流へ向かうほど緩やかに圧力が下
がっていく（下流の落ち込みは、スロットル弁により流
れの縮流、渦流、剥離が発生するため）。（２）落ち込んだ圧力を測定すると、スロットルの前後
差圧が実際よりも大きくなってしまうので、回復した圧
力値を用いてスロットル通過空気量を算出する必要があ
る。

【００４４】またスロットル上流については、スロット
ル手前で圧力が低下することが判明した。

【００４５】以上から、スロットル下流の圧力Ｐthdown
（数５等の式においてＰ₂）は圧力の回復した位置、即
ち、スロットル弁から約３Ｄ（理想的には３Ｄ〜４Ｄ）
離れた位置で、スロットル上流の圧力Ｐthup（数５等の
式においてＰ₁）はスロットル弁の影響が及ばない位置
で、かつスロットル弁にできるだけ近い位置、即ち、ス
ロットル弁から約１Ｄ（ないしはそれ以上）離れた位置
で測定するのが望ましいことが分かった。尚、スロット
ル下流の圧力はその意味でチャンバ（サージタンク）内
の圧力と等価とみなすことができる。よって、後で述べ
る様にサージタンク内に圧力センサを設け、その検出値
であるサージタンク内の圧力をスロットル下流圧Ｐthdo
wnとしても良い。

【００４６】数８に示した式において、流量係数αと修
正係数εを未知数とし、前記したテストによって両者の
積ε・αを同定した（スロットル上流側空気密度ρ
₁は、計測時の大気条件より算出した）。尚、ここで同
定は、測定したスロットル前後の圧力を用い、数８の式
からスロットル通過空気量Ｇｔｈを算出し（初期値は適
宜設定）、続いて算出値と実測値とを比較し、両者が一
致する様にε・αの値を変化させ、以上を繰り返して行
って誤差が最小になる値をε・αとする、手法を採っ
た。図１９にその手法によって同定したスロットル開度
に対するε・αの値を示す。また図２０に同定した値ε
・αを用いて推定した値と実測値とを比較して示す（ス
ロットル開度３１．６度についてのみ示す）。

【００４７】図２１に、以上の手法で求めた値ε・αを
使用し、またスロットル弁から下流に４Ｄ、上流に１Ｄ
離れた位置で測定した値を用いてシミュレーションで算
出した値と、実際に測定した値とを対比して示す。尚、
同図に示すのは、スロットル開度を７〜２０度に変化さ
せたときのデータである。またＰb は吸気圧センサ実測
値を、Ｇｔｈはエアフロメータによる実測値を示す。

【００４８】図２１に示すデータにおいてはシミュレー
ションで算出した値と実測した値とがほぼ一致したが、
実験を重ねたところ、必ずしも全ての場合について良好
な結果を得ることができなかった。数８に示す式を書き
直すと、数１２に示す様になる。

【００４９】

【数１２】

【００５０】数１２の式において流量係数αと修正係数
（気体の膨張補正係数）εの積を係数Ｃとおくと、係数
Ｃは、当初、スロットルの形状に対して一意に決定で
き、スロットル開度のみに依存すると考えられた。しか
し、実験を重ねた結果、流量によって流れが層流となっ
たり乱流となったりし、かつ管壁近傍の流れの状態が剥
離や渦の発生によって変化するため、係数Ｃは、スロッ
トルの形状のみによっては特定できないことが確認され
た。即ち、係数Ｃは、スロットルの形状と同時に、その
流量に依存することが判明した。

【００５１】しかし、流量を求めるために係数Ｃを算出
するのであるから、入力情報として流量は当然ながら使
用することができない。そこで、流量の代わりに、その
状態を表すものとして機関負荷（吸気圧力Ｐｂ）を用い
たところ、良好な結果を得た。そして、数１２の式に示
す様に、その係数Ｃをスロットルの投影面積Ｓに乗じて
スロットルの有効開口面積Ａを求める様にしたことで、
あらゆる運転状況下においてスロットルの有効開口面積
を正確に求めることができ、より精度の高い筒内実吸入
空気量Ｇａｉｒの算出が可能となった。実際の構成は図
２２に示す様になる。尚、スロットルの投影面積は言う
までもなく、管の長手方向への投影面積である。

【００５２】ここで、係数Ｃについては、予め実験を通
じてスロットル開度θTHと吸気圧力Ｐｂに対する特性を
求めておき、図２３に示す様にマップ化してコンピュー
タのメモリ内に格納しておく。また、マップ化に際し、
スロットル開度θTHについては、低開度側の格子点を高
開度側のそれに比して細かく設定した。これは、低開度
側においては、スロットル開度の変化に対する係数Ｃの
変化が、高開度側に比して大きくなるからである。ま
た、同図に示す如く、係数Ｃは" １．０" 以下とした。
即ち、物理的には有効開口面積が投影面積以上になるこ
とは考え難いことと、有効開口面積はスロットル開度に
対して単調増加すると考えられるからである。尚、流量
係数αと修正係数εは共に吸気圧力に関連する値と考え
られるため、両者を不可分一体の係数Ｃとして扱ってい
るが、これによって個別に求める場合に比して誤差が減
少すると言う福次的な効果も得ている。

【００５３】また、数１２の式に示す様に、スロットル
上下流側圧力Ｐ₁，Ｐ₂については大気圧Ｐａおよび吸
気圧力Ｐｂで代表させると共に、それらについても式中
の平方根の値を予め求め、図２３と同様にマップ化して
おくものとする。また、図２２において検出したスロッ
トル開度θTHからスロットルの投影面積Ｓを求め、それ
に係数Ｃを乗じて有効開口面積Ａを求めるが、このスロ
ットル開度θTHと投影面積Ｓの関係についても予め実験
を通じて特性を求めてテーブル化してコンピュータのメ
モリ内に格納しておく。

【００５４】次いで、センサの分解能との関係を述べ
る。図２４は縦軸に一定の計測誤差に対する制御誤差
を、横軸にスロットル開度をとった測定データである。
同図から、一定の計測誤差に対しては低開度となるほ
ど、制御誤差が大きくなることが分かる。従って、セン
サは低開度側ほど計測誤差を少なくするもの、別言すれ
ば低開度側ほど分解能が大きいものであることが望まし
い。図２５は縦軸に同様に制御誤差をとると共に、横軸
にスロットル弁前後の圧力比をとった測定データであ
る。これから同様に、吸気圧力センサについては高負荷
側（大気圧側、図に１で示す）に高分解能を備えるもの
を使用することが望ましいことが分かる。従って、実機
での応用に際してはスロットル開度センサと吸気圧力セ
ンサとは共に、あるいは少なくとも一方は、この様な分
解能を備えたものを用いることが望ましい。

【００５５】尚、前記した空気量の測定について幾つか
付言すると、スロットル前後の圧力比が所定値以下の場
合には、流速が音速となっていることから、所定値（例
えば０．５２８）に固定する。また、吸気温センサは算
出精度を向上させる意味で、スロットル弁の上流の近傍
に設ける様にする。また湿度センサを備えて数８の式の
空気の比重量を補正するのが望ましい。

【００５６】次いで、気筒別の空燃比の検出について説
明する。多気筒内燃機関においてはコストまたは耐久性
上の問題から、一般的には排気系の集合部に１個の空燃
比センサのみを配置している。従って、集合部の空燃比
から各気筒の空燃比を特定する必要がある。そこで、集
合部の空燃比の挙動をモデル化することにより、逆に集
合部の空燃比から数値演算によって各気筒の空燃比を推
定する様にした。

【００５７】先ず、広域空燃比センサの応答遅れを１次
遅れと擬似的にモデル化し、その状態方程式を求め、周
期ΔＴで離散化すると、数１３の様になる。ここで、Ｌ
ＡＦ：広域空燃比センサ出力、Ａ／Ｆ：入力空燃比であ
る。

【００５８】

【数１３】

【００５９】数１３をＺ変換を用いて伝達関数で示せば
数１４の様になる。即ち、図２６に示す如く、数１４の
逆伝達関数を今回（時刻ｋ）のセンサ出力ＬＡＦに乗じ
ることによって前回（時刻ｋ−１）の空燃比を求めるこ
とができる。

【００６０】

【数１４】

【００６１】次いで、上記の如く遅れ補正して求めた空
燃比から各気筒の空燃比を分離抽出する手法について説
明すると、先ず図２７に示す様に内燃機関の排気系をモ
デル化する（これを図１において「ＥＸＭＮＰＬＡＮ
Ｔ」と示した）。尚、このモデル（プラント）ではＦ
（燃料量）を制御量とするため、燃空比Ｆ／Ａを用いて
いる。

【００６２】ここで、集合部の空燃比は発明者達の知見
によれば各気筒の空燃比の時間的な寄与度を考慮した加
重平均として表すことができ、式で示すと、数１５の様
になる。

【００６３】

【数１５】

【００６４】また各気筒の空燃比を漸化式の形式で表す
と、数１６の様になる。

【００６５】

【数１６】

【００６６】入力Ｕ（ｋ）は未知なので、４気筒として
４ＴＤＣごとに空燃比が再現するものとして漸化式を構
成すると、数１７の様になり、よって数１８の如き通常
の状態方程式の問題に帰着する。

【００６７】

【数１７】

【００６８】

【数１８】

【００６９】従って、時間的な寄与度Ｃが分かれば、カ
ルマンフィルタを設計して図２８に示す様なオブザーバ
を構成することにより、各時刻のＸ（ｋ）をＹ（ｋ）よ
り推定することが可能となる。即ち、上記の様な状態方
程式に対し、適当なゲイン行列をとって数１９で示す様
な式のＸハット（ｋ）を考える。

【００７０】

【数１９】

【００７１】ここで、（Ａ−ＫＣ）が安定行列であれ
ば、Ｘハット（ｋ）がＸ（ｋ）となり、Ｘ（ｋ）（各気
筒の空燃比）をＹ（ｋ）（集合部の空燃比）から推定す
ることが可能となる。尚、その詳細は本出願人が先に提
案した技術（特願平３−３５９３４０号、平成３年１２
月２７日出願）に述べてあるので、これ以上の説明は省
略する。

【００７２】以上について、実機に適用した場合を例に
とって更に具体的に説明する。

【００７３】

【実施例】図２９はそれを全体的に示す概略図である。
図において、符号１０は４気筒の内燃機関を示してお
り、吸気路１２の先端に配置されたエアクリーナ１４か
ら導入された吸気は、スロットル弁１６でその流量を調
節されつつサージタンク（チャンバ）１８とインテーク
マニホルド２０を経て第１〜第４気筒に流入される。各
気筒の吸気弁（図示せず）の付近にはインジェクタ２２
が設けられて燃料を噴射する。噴射され吸気と一体とな
った混合気は各気筒内で図示しない点火プラグで点火さ
れて燃焼してピストン（図示せず）を駆動する。燃焼後
の排気ガスは排気弁（図示せず）を介してエキゾースト
マニホルド２４に排出され、エキゾーストパイプ２６を
経て三元触媒コンバータ２８で浄化されて機関外に排出
される。

【００７４】また内燃機関１０のディストリビュータ
（図示せず）内にはピストン（図示せず）のクランク角
度位置を検出するクランク角センサ３４が設けられると
共に、スロットル弁１６の開度θTHを検出するスロット
ル開度センサ３６、スロットル弁１６下流の吸気圧力Ｐ
b を絶対圧力で検出する吸気圧センサ３８も設けられ
る。またスロットル弁１６の上流側には、大気圧Ｐa を
検出する大気圧センサ４０、吸入空気の温度を検出する
吸気温センサ４２、吸入空気の湿度を検出する湿度セン
サ４４が設けられる。更に、排気系においてエキゾース
トマニホルド２４の下流側で三元触媒コンバータ２８の
上流側には酸素濃度検出素子からなる広域空燃比センサ
４６が設けられ、排気ガスの空燃比を検出する。これら
センサ３４などの出力は、制御ユニット５０に送られ
る。尚、上記において、スロットル上流側の圧力を検出
する大気圧センサ４０は、スロットル弁１６の配置位置
から１Ｄ（Ｄ：吸気路１２の径）以上離れた位置に配置
すると共に、スロットル下流側の圧力を検出する吸気圧
センサ３８は、スロットル弁１６の配置位置から３Ｄ以
上離れたサージタンク１８内に配置する。また吸気温セ
ンサ４２と湿度センサ４４とはスロットル弁１６に可能
な限り接近して配置する。尚、スロットル開度センサ３
６と吸気圧センサ３８の分解能は、それぞれ０．０１
度、０．１ｍｍＨｇ以上とする。

【００７５】図３０は制御ユニット５０の詳細を示すブ
ロック図である。広域空燃比センサ４６の出力は検出回
路５２に入力され、そこで適宜な線型化処理が行われて
リーンからリッチにわたる広い範囲において排気ガス中
の酸素濃度に比例したリニアな特性からなる空燃比（Ａ
／Ｆ）が検出される。尚、その詳細は先に本出願人が提
案した出願（特願平３−１６９４５６号、平成３年６月
１４日出願）に述べてあるので、これ以上の説明は省略
する。検出回路５２の出力はＡ／Ｄ変換回路５４を介し
てＣＰＵ５６，ＲＯＭ５８，ＲＡＭ６０からなるマイク
ロ・コンピュータ内に取り込まれ、ＲＡＭ６０に格納さ
れる。同様にスロットル開度センサ３６などのアナログ
出力はレベル変換回路６２、マルチプレクサ６４及び第
２のＡ／Ｄ変換回路６６を介して、またクランク角セン
サ３４の出力は波形整形回路６８で波形整形された後、
カウンタ７０で出力値がカウントされ、カウント値はマ
イクロ・コンピュータ内に入力される。マイクロ・コン
ピュータにおいてＣＰＵ５６はＲＯＭ５８に格納された
命令に従って前記の如く適応制御手法に基づいて制御値
を演算し、駆動回路７２を介して各気筒のインジェクタ
２２を駆動する。

【００７６】続いて、図３０の制御装置の動作を図３１
フロー・チャートを参照して説明する。

【００７７】先ずＳ１０においてクランク角センサ３４
が検出した機関回転数Ｎｅを読み込み、Ｓ１２で大気圧
センサ４０などが検出した大気圧Ｐa （前記したスロッ
トル上流側圧力Ｐ₁に同じ）、吸気圧力Ｐb （前記した
スロットル下流側圧力Ｐ₂に同じ）、スロットル開度θ
TH、空燃比Ａ／Ｆなどを読み込む。

【００７８】次いでＳ１４に進んでクランキングか否か
判断し、否定されるときはＳ１６に進んでフュエルカッ
トか否か判断する。そこでも否定されたときはＳ１８に
進み、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐb とからマップを検
索し（図１に示す）、目標筒内吸入燃料量Ｔｉを算出
し、Ｓ２０に進んで基本モードの式によって燃料噴射量
Ｔｏｕｔを算出する。尚、ここで基本モードとは前記し
た適応制御によらない手法であって、従来の公知の手法
によるものを意味する。

【００７９】次いでＳ２２に進み、広域空燃比センサ４
６の活性化が完了したか否か判断し、肯定されるときは
Ｓ２４に進んで先に述べた手法で気筒別空燃比を推定
し、Ｓ２６に進んで実吸入空気量Ｇａｉｒを推定し、Ｓ
２８に進んでそれから筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌを推
定し、Ｓ３０に進んで適応制御によって最終Ｔｏｕｔを
決定し、Ｓ３２に進んで駆動回路７２を介して当該気筒
のインジェクタ２２に出力する。尚、Ｓ１４でクランキ
ングと判断されたときはＳ３４，Ｓ３６に進んで始動モ
ードの制御値を算出すると共に、Ｓ１６でフュエルカッ
トと判断されたときはＳ３８に進んでＴｏｕｔを零とす
る。またＳ２２でセンサが活性化していないと判断され
るときは直ちにＳ３２にジャンプして基本モードによる
制御値でインジェクタを駆動する。

【００８０】上記した構成においては気筒別に空燃比を
推定して筒内実吸入燃料量を精度良く求め、筒内実吸入
燃料量が目標値に一致する様に制御器のパラメータを適
応的に制御したので、精度の良い適応制御を実現するこ
とができる。

【００８１】また、付着プラントの伝達関数の逆伝達関
数を持つ補償器を付着プラントに直列に接続し、その補
償器の伝達関数のパラメータ自体は運転状態に応じて予
め設定した特性に従って補正する様にしたことから、例
えば吸気圧力の様に時間的変化の速いものに起因して付
着状態が変化するときも、その変化に良く追従して目標
値に適応制御することができる。また、その補償器を含
んで１つの仮想プラントとみなし、その仮想プラントの
伝達関数が１（またはその付近の値）以外になったと
き、その逆伝達関数を持つ如く適応制御器を動作させる
様にしたので、予め設定する特性が経年変化などで実際
の特性と異なることがあっても良くその変化に追従して
目標値となる様に適応的に制御することができる。

【００８２】尚、上記した構成においてこの発明を図１
に関して説明したが、それに限られるものではなく、こ
の発明は図３２に示す様に、実吸入空気量の動的な挙動
を推定するＧａｉｒモデルブロックを設けず、マップ値
に”１４．７”を乗じて実吸入空気量Ｇａｉｒを推定す
る様にした構成にも妥当し、適応制御を行うことによっ
て吸気系の挙動も吸収する、即ち、前記した如く、実吸
入空気量の推定に誤差があっても、それを吸収すること
ができる。更に、この発明は図３３に示す様に、目標値
Ｔｉをマップ化せず、Ｇａｉｒモデルブロックが推定し
た実吸入空気量Ｇａｉｒに”１／１４．７”を乗じて目
標値Ｔｉを決定する様にした構成にも妥当する。更に、
上記した構成において、１個の空燃比センサを用いて各
気筒の空燃比を推定し、目標値に制御する例を示した
が、それに限られるものではなく、気筒ごとに空燃比セ
ンサを設けて各気筒の空燃比を直接検出しても良い。

【００８３】続いて、図３４を参照して筒内実吸入空気
量Ｇａｉｒの推定で用いた係数Ｃの算出に関する別の実
施例を説明する。

【００８４】先に図１７に概略的に示した装置を用いる
単体テストではスロットル開度の増加に応じて有効開口
面積は増加し続けるが、実機ではあるレベルで有効開口
面積がサチレートする臨界値が存在する。即ち、機関の
吸気系全体で考えた場合、ポートやエアクリーナなどの
通路抵抗の方が大きくなり、スロットルが絞りとして機
能しなくなる。また、ポンプとしての能力上、スロット
ルを開いても、ある開度以上は空気が入らない全開領域
が存在する。従って、その領域では単体テストにより求
めた有効開口面積を用いると、正しい吸入空気量は求め
られない。そこで、全開領域では臨界値を用いる様にし
た。臨界値は全開領域と同様に機関回転数によって決定
されると思われるので、機関回転数ごとに全開領域とな
るスロットル開度を臨界値として求めてテーブル値とし
て格納しておき、検出したスロットル開度が臨界値を超
えたときは臨界値に固定し、臨界値から有効開口面積を
求める様にした。図３４はその構成を示す。

【００８５】尚、上記した第１実施例および第２実施例
において係数Ｃをスロットル開度θTHと吸気圧力Ｐｂと
から求めるに際し、吸気圧力Ｐｂを絶対圧で検出した
が、ゲージ圧で検出しても良い。更には、大気圧Ｐａと
の偏差（Ｐａ−Ｐｂ）ないしは比（Ｐｂ／Ｐａ）を用い
ても良い。更には、その他の環境の因子によって係数Ｃ
を持ち換えても良い

【００８６】更には、上記した実施例において、吸入空
気量の算出を適応制御を用いた燃料噴射量制御に関して
説明して来たが、それに限られるものではなく、この発
明に係る吸入空気量算出方法は、一般的な燃料噴射量制
御や点火時期制御を含む機関の制御の全てに用いること
ができる。

【００８７】

【発明の効果】請求項１項記載の内燃機関の吸入空気量
算出方法は、スロットル弁をオリフィスとみなしてスロ
ットル開度に応じてそこを通過する空気量Ｇｔｈを、ス
ロットル弁前後の圧力の計測値に基づいて流体力学の式Ｇｔｈ＝Ｃ・Ｓ・ρ・（２ｇ・（Ｐ₁−Ｐ₂）／γ）^1/2 但し、Ｃ：係数、Ｓ：スロットル投影面積、ρ：スロッ
トル上流側空気密度ｇ：重力加速度、γ：スロットル上流側空気比重量、Ｐ
₁：スロットル上流側圧力、Ｐ₂：スロットル下流側圧
力を用いて求め、気体の状態方程式に基づいて前記スロッ
トル弁下流から前記気筒の吸気ポートに至るチャンバ部
位を充填するチャンバ内空気量Ｇｂを求め、該チャンバ
部位の圧力変化からチャンバ内空気量の変化分ΔＧｂを
求め、及び、前記スロットル通過空気量Ｇｔｈよりチャ
ンバ内空気量の変化分ΔＧｂを減算して気筒内に吸入さ
れる空気量Ｇａｉｒを求めることからなる様に構成した
ことから、気筒内に吸入される空気量を推定するとき、
吸入空気量に対して極めて高い相関関係を有する吸気圧
力を検出して行う様にしたので、推定精度を向上させる
ことができる。

【００８８】請求項２項記載の方法は、前記吸気管の径
をＤとするとき、前記スロットル上流側圧力Ｐｂを、前
記スロットル弁から少なくとも１Ｄ離れた位置で計測す
る様に構成したことから、圧力変化の影響を避けて精度
良く差圧を求めることができ、結果的に気筒吸入空気量
を精度良く推定することができる。

【００８９】請求項３項記載の方法は、前記吸気管の径
をＤとするとき、前記スロットル下流側圧力Ｐｂを、前
記スロットル弁から少なくとも３Ｄ離れた位置で計測す
る様に構成したことから、同様に圧力変化の影響を避け
て精度良く差圧を求めることができ、結果的に気筒吸入
空気量を精度良く推定することができる。

【００９０】請求項４項記載の方法は、前記スロットル
下流側圧力Ｐｂを、チャンバ内の圧力から求める様に構
成したことから、スピードデンシティ方式などを用いて
いるときは、スロットル下流について圧力センサを新た
に設置する必要がなく、構成を簡易にすることができ
る。

【００９１】請求項５項記載の方法は、前記スロットル
開度を測定するセンサの分解能を、少なくともスロット
ル低開度側において上げる様に構成したことから、気筒
吸入空気量を精度良く求めることができ、空燃比を目標
値に制御する技術に利用するときも制御精度を向上させ
ることができる。

【００９２】請求項６項記載の方法は、前記スロットル
上下流圧力Ｐ₁，Ｐ₂を測定するセンサのうち、スロッ
トル下流側圧力Ｐ₂を測定するものの分解能を、少なく
とも高圧力側において上げる様に構成したことから、同
様に気筒吸入空気量を精度良く求めることができ、空燃
比を目標値に制御する技術に利用するときも制御精度を
向上させることができる。

【００９３】請求項７項記載の方法は、前記流体力学の
式において、係数Ｃをスロットル開度と機関負荷とから
求める様に構成したことから、スロットル通過空気量を
精度良く求めることができ、結果的に気筒吸入空気量を
精度良く推定することができる。

【００９４】請求項８項記載の方法は、前記係数Ｃをス
ロットル開度と機関負荷とについて予め求めてマップ化
しておく様に構成したことから、スロットル通過空気量
の算出が簡略になり、結果的に気筒吸入空気量を精度良
く推定することができる。

【００９５】請求項９項記載の方法は、前記係数Ｃをマ
ップ化するに際し、スロットル開度についてその格子点
を低開度側は高開度側に比して細かく設定する様に構成
したことから、スロットル開度の変化に対して係数Ｃが
大きく変化する低開度側にあってもスロットル通過空気
量を精度良く求めることができ、結果的に気筒吸入空気
量を精度良く推定することができる。

【００９６】請求項１０項記載の方法は、前記スロット
ル開度について、機関負荷が飽和する臨界値を機関回転
数ごとに定めておき、検出値が臨界値を超えるときは臨
界値に固定する様に構成したことから、スロットル全開
領域においてもスロットル通過空気量を精度良く求める
ことができ、結果的に気筒吸入空気量を精度良く推定す
ることができる。

【００９７】請求項１１項記載の方法は、前記係数Ｃが
少なくとも流量係数を含むものである様に構成したこと
から、スロットル通過空気量を精度良く求めることがで
き、結果的に気筒吸入空気量を精度良く推定することが
できる。

【００９８】請求項１２項記載の方法は、前記流体力学
の式において、スロットル上流側圧力Ｐｂおよび下流側
圧力Ｐｂをそれぞれ大気圧および吸気圧力で代表させる
と共に、式中の平方根の値を予め求めてマップ化してお
く様に構成したことから、算出が簡略になってスロット
ル通過空気量を精度良く求めることができ、結果的に気
筒吸入空気量を精度良く推定することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】この発明に係る内燃機関の吸入空気量算出方法
を、内燃機関の燃料噴射量制御装置として構成した場合
のその制御装置を全体的に示すブロック図である。

【図２】図１中の燃料噴射制御を動作的に示すブロック
図である。

【図３】図２中の壁面付着プラントのブロック線図であ
る。

【図４】図２の壁面付着補正にＭＲＡＣＳ（モデル規範
形適応制御）を適用した状態を示すブロック図である。

【図５】図４に示すブロック図を整理した後の状態を示
すブロック図である。

【図６】図５の構成のシミュレーション結果を示すデー
タ図である。

【図７】図６のデータを微視的に検証したシミュレーシ
ョン結果を示すデータ図である。

【図８】図５の構成に無駄時間対策を施した状態を示す
ブロック図である。

【図９】図８の構成のシミュレーション結果を示すデー
タ図である。

【図１０】図９のデータを微視的に検証したシミュレー
ション結果を示すデータ図である。

【図１１】図４の構成において固定ゲイン法について行
ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１２】図４の構成において漸減ゲイン法について行
ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１３】図４の構成において可変ゲイン法について行
ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１４】図４の構成において固定トレース法について
行ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１５】図１に示したＧａｉｒモデルブロックの筒内
実吸入空気量の算出に用いる吸気系のモデルを示す説明
図である。

【図１６】図１５のモデルの筒内実吸気空気量算出のシ
ミュレーション結果を示すデータ図である。

【図１７】図１５のモデルの筒内実吸気空気量算出手法
のテスト装置を示す説明図である。

【図１８】図１７のテスト装置のテスト結果を示すデー
タ図である。

【図１９】図１７テスト装置を用いて行ったスロットル
開度に対するスロットルの流量係数の同定結果を示すデ
ータ図である。

【図２０】図１９の同定結果を用いて求めた推定値と実
測値とを対比的に示すデータ図である。

【図２１】図１５に示したモデルに基づいてシミュレー
ションで求めた値と実測値とを対比的に示すデータ図で
ある。

【図２２】図１５に示したモデルに基づいてスロットル
の有効開口面積を流量係数などを用いて算出する手法を
示すブロック図である。

【図２３】図２２の算出で用いる流量係数などのマップ
特性を示す説明図である。

【図２４】制御誤差とスロットル開度の関係を示すデー
タ図である。

【図２５】制御誤差とスロットル弁前後の圧力比の関係
を示すデータ図である。

【図２６】空燃比センサの検出遅れをモデル化し、真の
空燃比を推定する推定器のブロック線図である。

【図２７】図１のＥＸＭＮＰＬＡＮＴを示すブロック
線図である。

【図２８】図２７の構成にオブザーバを組み込んだ構成
を示すブロック図である。

【図２９】図１の構成を実機に適用した状態を示す、内
燃機関の燃料噴射量制御装置を全体的に示す概略図であ
る。

【図３０】図２９の制御ユニットの構成を示すブロック
図である。

【図３１】図３０の制御ユニットの動作を示すフロー・
チャートである。

【図３２】この発明に係る内燃機関の吸入空気量算出方
法を、内燃機関の燃料噴射量制御装置として構成した場
合の別の構成例の制御装置を全体的に示す図１と同様の
ブロック図である。

【図３３】この発明に係る内燃機関の吸入空気量算出方
法を、内燃機関の燃料噴射量制御装置として構成した場
合の更に別の構成例の制御装置を全体的に示す図１と同
様のブロック図である。

【図３４】この発明の第２実施例を示す、スロットルの
有効開口面積の算出の別の例を示すブロック図である。

【符号の説明】

１０内燃機関１２吸気路１６スロットル弁１８サージタンク２０インテークマニホルド２２インジェクタ２４エキゾーストマニホルド２６エキゾーストパイプ３６スロットル開度センサ３８吸気圧センサ４０大気圧センサ４２吸気温センサ４４湿度センサ４６広域空燃比センサ５０制御ユニット

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者牧秀隆埼玉県和光市中央１丁目４番１号株式会社本田技術研究所内 (72)発明者廣田俊明埼玉県和光市中央１丁目４番１号株式会社本田技術研究所内

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】スロットル弁を備えた吸気管を通じて内
燃機関の気筒に吸入される空気量を算出する内燃機関の
吸入空気量算出方法において、ａ．前記スロットル弁をオリフィスとみなしてスロット
ル開度に応じてそこを通過する空気量Ｇｔｈを、スロッ
トル弁前後の圧力の計測値に基づいて流体力学の式、Ｇｔｈ＝Ｃ・Ｓ・ρ・（２ｇ・（Ｐ₁−Ｐ₂）／γ）^1/2 但し、Ｃ：係数、Ｓ：スロットル投影面積、ρ：スロッ
トル上流側空気密度ｇ：重力加速度、γ：スロットル上流側空気比重量、Ｐ
₁：スロットル上流側圧力、Ｐ₂：スロットル下流側圧
力を用いて求め、ｂ．気体の状態方程式に基づいて前記スロットル弁下流
から前記気筒の吸気ポートに至るチャンバ部位を充填す
るチャンバ内空気量Ｇｂを求め、ｃ．該チャンバ部位の圧力変化からチャンバ内空気量の
変化分ΔＧｂを求め、及びｄ．前記スロットル通過空気量Ｇｔｈよりチャンバ内空
気量の変化分ΔＧｂを減算して気筒内に吸入される空気
量Ｇａｉｒを求める、ことからなる内燃機関の吸入空気
量算出方法。
【請求項２】前記吸気管の径をＤとするとき、前記ス
ロットル上流側圧力Ｐ₁を、前記スロットル弁から少な
くとも１Ｄ離れた位置で計測することを特徴とする請求
項１項記載の内燃機関の吸入空気量算出方法。
【請求項３】前記吸気管の径をＤとするとき、前記ス
ロットル下流側圧力Ｐ₂を、前記スロットル弁から少な
くとも３Ｄ離れた位置で計測することを特徴とする請求
項１項または２項記載の内燃機関の吸入空気量算出方
法。
【請求項４】前記スロットル下流側圧力Ｐ₂をチャン
バ内の圧力から求めることを特徴とする請求項１項ない
し３項のいずれかに記載の内燃機関の吸入空気量算出方
法。
【請求項５】前記スロットル開度を測定するセンサの
分解能を、少なくともスロットル低開度側において上げ
る様にしたことを特徴とする請求項１項ないし４項のい
ずれかに記載の内燃機関の吸入空気量算出方法。
【請求項６】前記スロットル上下流圧力Ｐ₁，Ｐ₂を
測定するセンサのうち、スロットル下流側圧力Ｐ₂を測
定するものの分解能を、少なくとも高圧力側において上
げる様にしたことを特徴とする請求項１項ないし５項の
いずれかに記載の内燃機関の吸入空気量算出方法。
【請求項７】前記流体力学の式において、係数Ｃをス
ロットル開度と機関負荷とから求める様にしたことを特
徴とする請求項１項ないし６項のいずれかに記載の内燃
機関の吸入空気量算出方法。
【請求項８】前記係数Ｃをスロットル開度と機関負荷
とについて予め求めてマップ化しておくことを特徴とす
る請求項７項記載の内燃機関の吸入空気量算出方法。
【請求項９】前記係数Ｃをマップ化するに際し、スロ
ットル開度についてその格子点を低開度側は高開度側に
比して細かく設定することを特徴とする請求項８項記載
の内燃機関の吸入空気量算出方法。
【請求項１０】前記スロットル開度について、機関負
荷が飽和する臨界値を機関回転数ごとに定めておき、検
出値が臨界値を超えるときは臨界値に固定することを特
徴とする請求項７項ないし９項のいずれかに記載の内燃
機関の吸入空気量算出方法。
【請求項１１】前記係数Ｃが少なくとも流量係数を含
むものであることを特徴とする請求項７項ないし１０項
のいずれかに記載の内燃機関の吸入空気量算出方法。
【請求項１２】前記流体力学の式において、スロット
ル上流側圧力Ｐ₁および下流側圧力Ｐ₂をそれぞれ大気
圧および吸気圧力で代表させると共に、式中の平方根の
値を予め求めてマップ化しておくことを特徴とする請求
項１項ないし１１項のいずれかに記載の内燃機関の吸入
空気量算出方法。