專利名稱：內燃機的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)和內燃機的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)的制作方法
背景技術：
1.發(fā)明領域本發(fā)明涉及一種內燃機的氣缸入流排氣計算系統(tǒng)和內燃機的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)。
2.相關領域描述在日本未經審查的專利公開(Kokai)No.8-128359中公開了一種內燃機，其中該內燃機的排氣通道和進氣通道通過排氣再循環(huán)通道連接，并且用于控制流過排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門配置在該排氣再循環(huán)通道中。在該內燃機中，可以將自氣缸排出的排氣引入到排氣通道，通過該排氣再循環(huán)通道到達進氣通道，由此使得排氣在氣缸中進行再循環(huán)。在內燃過程中，使排氣以此方式在氣缸中再循環(huán)，以確定燃料的注入量，由此空燃比變?yōu)槟繕丝杖急?，計算了排氣量與充氣到氣缸中的氣體量的比(即，EGR速率)。
在日本未經審查的專利公開(Kokai)No.8-128359中，預先獲得具有映射形式的穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR速率，并且在穩(wěn)定狀態(tài)操作時通過該映射獲得EGR速率。而且，在日本未經審查的專利公開(Kokai)No.8-128359中，通過穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR速率的映射獲得的EGR速率被用于估計瞬間操作時的EGR速率。具體地，如果通過排氣流動速率控制閥門的排氣量被稱為“通過氣體量”，則所獲得的與排氣流動速率控制閥門的實際開度有關的通過氣體量相對于所獲得的與排氣流動速率控制閥門的目標開度有關的通過氣體量的比乘以穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR速率，以獲得瞬間操作時的EGR速率。
即，如果所獲得的與排氣流動速率控制閥門的目標開度有關的通過氣體量由Qt表示，所獲得的與排氣流動速率控制閥門的實際開度有關的通過氣體量由Qa表示，穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR速率由Rc表示，則在日本未經審查的專利公開(Kokai)No.8-128359中，獲得了瞬間操作時的EGR速率，即R＝Rc·Qa/Qt。而且，在日本未經審查的專利公開(Kokai)No.8-128359中，注意到這一事實，即從發(fā)出用于改變排氣流動速率控制閥門開度的指令的時刻到排氣流動速率控制閥門開度變?yōu)槟繕碎_度的時刻之間，存在數分鐘的滯后，并且實際上是滯后量之前計算的瞬間操作時的EGR速率被用作瞬間操作時的EGR速率。
概括本發(fā)明待解決的問題是，在日本未經審查的專利公開(Kokai)No.8-128359中，通過排氣流動速率控制閥門的排氣量被用于，基于穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR速率，估計瞬間操作時的EGR速率。未直接發(fā)現充氣到氣缸中本身的排氣量。因此，當由瞬間操作時的EGR速率估計充氣到氣缸中的排氣量時，可以認為估算值的精度沒有那么高。而且，排氣流動速率控制閥門的響應中有時還存在變化。在該情況中，通過排氣流動速率控制閥門的氣體量本身的精度以變低而告終。
發(fā)明概述本發(fā)明的目的在于準確地計算流入內燃機氣缸的排氣量。
為了達到上述目的，根據本發(fā)明的第一方面，提供了一種內燃機的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，并且該系統(tǒng)利用被定義為通過排氣流動速率控制閥門的排氣量的通過排氣量，計算被定義為流入氣缸的排氣量的氣缸入流排氣量，其中考慮到對應于通過排氣流動速率控制閥門的排氣到達氣缸之前的所耗時間的遲滯時間、以及氣缸入流排氣量變化相對于通過排氣量變化的跟蹤滯后，計算氣缸入流排氣量。
優(yōu)選地，該跟蹤滯后是一階滯后，并且該一階滯后的時間常數和遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，預先獲得了每個氣缸中的實際氣缸入流排氣量相對于計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且該分配常數與計算的氣缸入流排氣量相乘，以計算每個氣缸中的氣缸入流排氣量。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置跟蹤滯后和遲滯時間。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
可替換地，優(yōu)選地，通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，可以改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
可替換地，優(yōu)選地，通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從所述排氣流動速率控制閥門到所述進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變所述進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，預先獲得并存儲了以下所述的函數式，其通過進氣通道中的壓力以及所述進氣通道中除了壓力以外的參數的函數表示通過排氣量，利用該函數式，由進氣通道中的壓力計算通過排氣量，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，改變進氣通道中除了壓力以外的參數。
根據本發(fā)明的第二方面，提供了一種內燃機的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，該系統(tǒng)利用改變通過排氣量的參數，計算被定義為通過排氣流動速率控制閥門的排氣量的所述通過排氣量，并且該系統(tǒng)利用所述計算的通過排氣量，計算被定義為流入氣缸的排氣量的氣缸入流排氣量，其中讀入參數值，在該讀取的值中反映了對應于通過排氣流動速率控制閥門的排氣到達氣缸之前的所耗時間的遲滯時間、以及氣缸入流排氣量變化相對于通過排氣量變化的跟蹤滯后，并且利用反映了遲滯時間和跟蹤滯后的該讀取值，計算通過排氣量。
優(yōu)選地，該跟蹤滯后是一階滯后，并且該一階滯后的時間常數和遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，預先獲得了每個氣缸中的實際的氣缸入流排氣量相對于計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且該分配常數與計算的氣缸入流排氣量相乘，以計算每個氣缸中的氣缸入流排氣量。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置跟蹤滯后和遲滯時間。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
可替換地，優(yōu)選地，通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積，或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，可以改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
根據本發(fā)明的第三方面，提供了一種內燃機的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，該系統(tǒng)利用被定義為通過所述排氣流動速率控制閥門的排氣量的通過排氣量，計算被定義為流入進氣通道的排氣量的進氣通道入流排氣量，其中考慮到對應于通過排氣流動速率控制閥門的排氣到達進氣通道之前的所耗時間的遲滯時間、以及進氣通道入流排氣量變化相對于通過排氣量變化的跟蹤滯后，計算進氣通道入流排氣量。
優(yōu)選地，該跟蹤滯后是一階滯后，并且該一階滯后的時間常數和遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，排氣再循環(huán)通道連接到進氣通道，該進氣通道連接到每個氣缸，預先獲得了針對連接到每個氣缸的進氣通道氣缸的實際進氣通道入流排氣量相對于計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且該分配常數與計算的進氣通道入流排氣量相乘，以計算連接到每個氣缸的進氣通道中的進氣通道入流排氣量。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置跟蹤滯后和遲滯時間。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
可替換地，優(yōu)選地，通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
可替換地，優(yōu)選地，通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從所述排氣流動速率控制閥門到所述進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變所述進氣通道的通路截面積，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，預先獲得并存儲了以下所述的函數式，該函數式通過進氣通道中的壓力以及所述進氣通道中除了壓力以外的參數的函數表示通過排氣量，利用該函數式，由進氣通道中的壓力計算通過排氣量，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，改變進氣通道中除了壓力以外的參數。
根據本發(fā)明的第四方面，提供了一種內燃機的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，該系統(tǒng)利用改變通過排氣量的參數，計算被定義為通過排氣流動速率控制閥門的排氣量的所述通過排氣量，并且該系統(tǒng)利用所述計算的通過排氣量，計算被定義為流入進氣通道的排氣量的進氣排氣量，其中讀入參數值，該讀取的值中反映了對應于通過排氣流動速率控制閥門的排氣到達氣缸之前的所耗時間的遲滯時間、以及氣缸入流排氣量變化相對于通過排氣量變化的跟蹤滯后，并且利用反映了遲滯時間和跟蹤滯后的該讀取的值，計算通過排氣量。
優(yōu)選地，該跟蹤滯后是一階滯后，并且該一階滯后的時間常數和遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，排氣再循環(huán)通道連接到進氣通道，該進氣通道連接到每個氣缸，預先獲得了針對連接到每個氣缸的進氣通道的實際的進氣通道入流排氣量相對于計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且該分配常數與計算的進氣通道入流排氣量相乘，以計算連接到每個氣缸的進氣通道中的進氣通道入流排氣量。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置跟蹤滯后和遲滯時間。
可替換地，優(yōu)選地，內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
可替換地，優(yōu)選地，通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，可以改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
附圖簡述通過下面對優(yōu)選實施例的描述，本發(fā)明的這些和其他目的及特征將變得更加清楚，其中通過參考附圖給出了優(yōu)選實施例，在附圖中
圖1是配備有本發(fā)明的控制系統(tǒng)的內燃機的整體視圖2是能夠應用于未配備EGR系統(tǒng)的內燃機的氣缸入流氣體模型的視圖；圖3是節(jié)氣閥門開度和流動速率系數之間的關系的視圖；圖4是節(jié)氣閥門開度和開口截面積之間的關系的視圖；圖5是函數Φ(Pm/Pa)的視圖；圖6是節(jié)氣閥門模型的基本概念的視圖；圖7是能夠應用于未配備EGR系統(tǒng)的內燃機的進氣管道模型的基本概念的視圖；圖8是進氣閥門模型的基本概念的視圖；圖9是與氣缸充氣氣體量和氣缸入流氣體流動速率的定義相關的視圖；圖10是能夠應用于配備有EGR系統(tǒng)的內燃機的本發(fā)明的氣缸入流氣體模型的視圖；圖11是能夠應用于配備有EGR系統(tǒng)的內燃機的進氣管道模型的基本概念的視圖；圖12是EGR控制閥門通過氣體流動速率的計算中的基本概念的視圖；圖13是發(fā)動機負荷因子和排氣壓力的關系的視圖；圖14是EGR控制閥門通過氣體流動速率和排氣溫度的關系的視圖；圖15是當EGR控制閥門通過氣體流動速率變化時的入流排氣再循環(huán)速率變化的視圖；圖16A是發(fā)動機速度NE和關于入流排氣再循環(huán)速率的遲滯時間Td1的關系的視圖；圖16B是發(fā)動機速度NE和關于入流排氣再循環(huán)速率的時間常數τ1的關系的視圖；圖17A是發(fā)動機速度NE和關于氣缸入流排氣再循環(huán)速率的遲滯時間Td2的關系的視圖；圖17B是發(fā)動機速度NE和關于氣缸入流排氣再循環(huán)速率的時間常數τ2的關系的視圖18是用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的程序的流程圖；圖19A是曲軸旋轉360°所耗時間T360°和遲滯時間Td之間的關系的視圖；圖19B是曲軸旋轉360°所耗時間T360°和時間常數τ之間的關系的視圖；圖20A是發(fā)動機速度NE和關于入流排氣再循環(huán)速率的遲滯時間Td1之間的關系的視圖；圖20B是發(fā)動機速度NE和關于入流排氣再循環(huán)速率的平滑數目N1之間的關系的視圖；圖21A是發(fā)動機速度NE和關于氣缸入流排氣流動速率的遲滯時間Td2之間的關系的視圖；圖21B是發(fā)動機速度NE和關于氣缸入流排氣流動速率的平滑數目N2之間的關系的視圖；圖22是用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的程序的流程圖；圖23是考慮了關于每個氣缸的分配系數的用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的程序的流程圖；圖24是考慮了關于每個氣缸的分配系數以及遲滯時間和時間常數的用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的程序的流程圖；圖25A是進氣閥門關閉正時CA和遲滯時間Td2之間的關系的視圖；圖25B是進氣閥門關閉正時CA和時間常數τ2之間的關系的視圖；圖26A是進氣閥門關閉正時CA和關于遲滯時間Td2的修正系數Ktd之間的關系的視圖；圖26B是進氣閥門關閉正時CA和關于時間系數τ2的修正系數Kτ之間的關系的視圖；圖27A是進氣閥門關閉正時CA和遲滯時間Td2之間的關系的視圖；圖27B是進氣閥門關閉正時CA和時間系數τ2之間的關系的視圖；圖28A是進氣閥門關閉正時CA和關于遲滯時間Td2的修正系數Ktd之間的關系的視圖28B是進氣閥門關閉正時CA和關于時間系數τ2的修正系數Kτ之間的關系的視圖；圖29A是進氣閥門關閉正時CA和遲滯時間Td2之間的關系的視圖；圖29B是進氣閥門關閉正時CA和時間系數τ2之間的關系的視圖；圖30A是進氣閥門關閉正時CA和關于遲滯時間Td2的修正系數Ktd之間的關系的視圖；圖30B是進氣閥門關閉正時CA和關于時間系數KT的修正系數Kτ之間的關系的視圖；圖31是用于解釋EGR控制閥門通過氣體量megr的視圖；圖32是排氣壓力Pe、排氣溫度Te以及 的曲線圖；圖33A是函數Φ(Pm/Pe)的曲線圖；圖33B是函數Φ(Pm/Pe)的曲線圖；圖34是發(fā)動機負荷因子KLon和進氣管道壓力Pm之間的關系的示例的曲線圖；圖35A是發(fā)動機速度NE、EGR開度θe和梯度e1*之問的關系的曲線圖；圖35B是發(fā)動機速度NE、EGR開度θe和梯度e2*之間的關系的曲線圖；圖35C是發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數的梯度e1*映射的視圖；圖35D是發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數的梯度e2*映射的示圖；圖36是連接點處進氣管道壓力d*的曲線圖；圖37A是發(fā)動機速度NE、EGR開度θe和連接點處的發(fā)動機負荷因子r*的曲線圖；圖37B是發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數的發(fā)動機負荷因子r*的映射的視圖；圖38是發(fā)動機負荷因子KLon和進氣管道壓力Pm之間的關系的示例的曲線圖39是發(fā)動機負荷因子KLoff和進氣管道壓力Pm之間的關系的示例的曲線圖。
圖40A是發(fā)動機速度NE和梯度a1*之間的關系的曲線圖；圖40B是發(fā)動機速度NE和梯度a2*之間的關系的曲線圖；圖41是連接點處的發(fā)動機負荷因子c的曲線圖；圖42是用于解釋差ΔKL的曲線圖；圖43是用于計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的程序的流程圖；圖44是差ΔKL和進氣管道壓力Pm之間的關系的示例曲線圖；圖45A是發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數的梯度h1*映射的視圖；圖45B是發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數的梯度h2*映射的視圖；圖45C是發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數的連接點處的差i*映射的視圖；圖46是根據本發(fā)明的另一實施例的用于計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的程序的流程圖；圖47是EGR開度θe和步數STP之間的關系的曲線圖；圖48A是發(fā)動機冷卻水溫度THW和發(fā)動機預熱修正系數kwu之間的關系的視圖；圖48B是滯后角RTD和延滯修正系數krtd之間的關系的視圖；圖48C是增加修正量Finc和增加修正系數kinc之間關系的視圖；圖49是本發(fā)明的另一實施例的內燃機的部分視圖；圖50A是進氣管道壓力Pm同發(fā)動機負荷因子KLon和KLoff之間的關系的視圖；圖50B是進氣管道壓力Pm同發(fā)動機負荷因子KLon和KLoff之間的關系的視圖；圖51A是配備有渦流控制閥門的內燃機的進氣通道的視圖；并且圖52B是處于不同于圖51A所示狀態(tài)的狀態(tài)的配備有漩流控制閥門的內燃機的進氣通道的視圖。
優(yōu)選實施例描述下面將通過參考附圖，詳細描述本發(fā)明的優(yōu)選實施例。
圖1是應用了本發(fā)明的內燃機的整體視圖，在下面的解釋中，該解釋是針對缸內噴射(或者直接噴射)類型的火花點火內燃機的示例進行的，但是本發(fā)明還可以應用于其他的火花點火內燃機。在圖1中，1是發(fā)動機主體，2是氣缸體，3是活塞，4是氣缸蓋，5是氣缸(燃燒室)，6是進氣閥門，7是進氣口，8是排氣閥門，9是排氣口，10是火花塞，11是燃料噴射器，而12是腔。
進氣口7通過用于每個氣缸5的進氣管13連接到平衡箱14。平衡箱14通過上游進氣管道15連接到空氣濾清器16。上游進氣管道15具有節(jié)氣閥門18，其由配置在其內部的步進電機17驅動。另一方面，進氣口9連接到排氣管道19。排氣管道19連接到排氣凈化設備20。
排氣管道19通過排氣再循環(huán)通道(在下文中被稱為“EGR通道”)連接到進氣管13。EGR通道21具有EGR控制閥門22，用于控制流過配置在其內部的EGR通道21內部的排氣流動速率。來自內燃機的氣缸5排出的排氣再一次通過該EGR通道21引入到氣缸內部。在本文件中，通過該EGR通道21在氣缸內部再循環(huán)的排氣也被稱為“EGR氣體”。
電子控制單元(ECU)31包括數字計算機，其配備有通過雙向總線32相互連接的隨機存取存儲器(RAM)33、只讀存儲器(ROM)34、微處理器(CPU)35、輸入端口36、以及輸出端口37。進氣管13具有附裝于其的進氣管道壓力傳感器40，用于檢測進氣管13內部的壓力(下文中也被稱為“進氣管道壓力”)。進氣管道壓力傳感器40產生了與進氣管道壓力成比例的輸出電壓。其輸出電壓通過相應的AD轉換器38輸入到輸入端口36。
而且，內燃機配備有用于檢測節(jié)氣閥門18開度的節(jié)氣閥門開度傳感器43、用于檢測內燃機周圍的大氣壓力或者進入上游進氣管道15的空氣壓力(進氣壓力)的大氣壓力傳感器44、以及用于檢測進入上游進氣管道15的空氣溫度(進氣溫度)的大氣溫度傳感器45。這些傳感器44和45產生了與大氣壓力和大氣溫度成比例的輸出電壓。這些輸出電壓通過相應的AD轉換器38輸入到輸入端口36。
而且，加速踏板46具有連接到其的負荷傳感器47，用于產生與加速踏板46的下壓量成比例的輸出電壓。負荷傳感器47的輸出電壓通過相應的AD轉換器38輸入到輸入端口36。而且，內燃機配備有曲軸角度傳感器48。例如，每當曲軸轉過30度時，曲軸角度傳感器48產生輸出脈沖。該輸出脈沖輸入到輸入端口36。CPU 35由曲軸角度傳感器45的輸出脈沖計算發(fā)動機速度。
另一方面，輸出端口37通過相應的驅動電路39連接到火花塞10、燃料噴射器11、步進電機17和EGR控制閥門22。應當注意，基于從輸出端口37發(fā)送到EGR控制閥門22的步進信號，在ECU 31中計算EGR控制閥門22的開度。
應當注意，基于充氣到氣缸5中的空氣量，確定有待從燃料噴射器10噴射到氣缸5內部的燃料量(下文簡單地被稱為“燃料噴射量”)，由此氣缸5中的空燃混合物的空燃比準確地變?yōu)槟繕丝杖急?。因此，為了使氣?中的空燃混合物的空燃比準確地變?yōu)槟繕丝杖急?，有必要獲得對充氣到氣缸5中的空氣量(下文被稱為“氣缸充氣空氣量”)的準確了解。這里，作為用于估計氣缸充氣空氣量的方法，存在這樣的方法，其用于將空氣流量計附裝于內燃機，該空氣流量計用于檢測通過節(jié)氣閥門18或者另一傳感器的空氣質量流動速率，使用這些傳感器的輸出值作為變量，預先準備用于計算氣缸充氣空氣量的映射，并且由傳感器的輸出值和該映射，估計氣缸充氣空氣量。
然而，當使用用于估計氣缸充氣空氣量的映射時，為了準確地估計氣缸充氣空氣量，有必要增加映射和變元的數目。然而，如果增加映射的數目，則有必要擴大存儲這些映射的ROM 34的存儲容量，并且內燃機的成本以變高而告終。而且，當利用該映射估計氣缸充氣空氣量時，有必要準備關于每種類型的內燃機的映射，或者即使在使用相同類型的內燃機時，還有必要準備關于每個獨立的內燃機的映射，因此準備該映射所牽涉的勞動變大。另一方面，如果試圖通過增加映射的變元來更加準確地估計氣缸充氣空氣量，則準備映射的勞動以變大得多而告終。
因此，作為映射的替換，正在研究通過利用得自模型的式進行數值計算來計算氣缸充氣空氣量的方法。該方法已由本受讓人申請專利(日本專利申請No.2001-316350)。已由本受讓人提交的該方法是一種應用于內燃機的方法，其中排氣未再循環(huán)到氣缸中，因此對于具有本實施例的EGR設備的內燃機其并不適用，但是對于理解后面提及的能夠適用于本實施例的方法，其很可能具有參考價值，因此首先將解釋已由本受讓人申請專利的該方法。
已由本受讓人申請專利的該方法得自圖2中示出的模型(下文中被稱為“氣缸入流氣體模型”)。圖2所示的氣缸入流氣體模型M20包括節(jié)氣閥門模型M21，進氣管道模型M22和進氣閥門模型M23。
節(jié)氣閥門模型M21接收由節(jié)氣閥門開度傳感器43檢測的節(jié)氣閥門18的開度θt(節(jié)氣閥門開度)、由大氣壓力傳感器45檢測到的大氣壓力Pa、由大氣溫度傳感器44檢測到的大氣溫度Ta和在進氣管道模型M22中計算的進氣管13內部的壓力Pm(下文被稱為“進氣管道壓力”)，作為輸入。在模型M21中，由這些輸入參數計算每單位時間通過節(jié)氣閥門18的空氣流動速率mt(下文被稱為“節(jié)氣閥門通過空氣流動速率”)。
而且，進氣管道模型M22接收在上面提及的節(jié)氣閥門模型M21中計算的節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt、在進氣閥門模型M23中計算的每單位時間流入氣缸5的氣體流動速率mc(下文被稱為“氣缸入流氣體流動速率”)、和大氣溫度Ta，作為輸入。在模型M22中，由這些輸入參數計算進氣管道壓力Pm和進氣管13內部的氣體溫度Tm(下文被稱為“進氣管道溫度”)。
而且，進氣閥門模型M23接收在上文提及的進氣管道模型M22中計算的進氣管道壓力Pm、進氣管道溫度Tm和大氣溫度Ta，作為輸入。在該模型M23中，由這些輸入參數計算氣缸入流氣體流動速率mc。而且，通過該方法，如下文所解釋的，氣缸入流氣體流動速率mc被用于計算流入氣缸5的氣體量Mc(下文被稱為“氣缸充氣氣體量”)。
如將由圖2所理解的，在氣缸入流氣體模型M20中，由于將在不同模型中計算的參數值用作輸入到分立模型的參數值，因此實際上輸入到氣缸入流氣體模型M20的參數值僅為節(jié)氣閥門開度θt、大氣壓力Pa、和大氣溫度Ta。即，根據該方法，可以認為，氣缸充氣氣體量Mc是由三個參數計算的。
下面，將詳細解釋模型M21～M23。在節(jié)氣閥門模型M21中，大氣壓力Pa、大氣溫度Ta、進氣管道壓力Pm、和節(jié)氣閥門開度θt輸入到下列式(1)，并且解該式以計算節(jié)氣閥門通過氣體流動速率mt。
mt=μt(θt)·At(θt)·PaR·Ta·Φ(PmPa)---(1)]]>在式(1)中，μt是節(jié)氣閥門中的流動速率系數并且是節(jié)氣閥門開度θt的函數，而且其由圖3所示所示映射確定。而且，At是節(jié)氣閥門的開口截面積并且是節(jié)氣閥門開度θt的函數，其由圖4所示映射確定。應當注意，還可以獲得組合了流動速率系數μt和開口截面積At的μt·At，作為來自單一映射的節(jié)氣閥門開度θt的函數。而且，R是關于氣體常數的常數，并且是通過使所謂的氣體常數R*除以每摩爾空氣質量Ma而獲得的值(R＝R*/Ma)。
而且，Φ(Pm/Pa)是以Pm/Pa為變量的函數，如下列式(2)所示Φ(PmPa)=κ2(κ+1)···PmPa≤1κ+1[(κ-12κ)·(1-PmPa)+PmPa]·(1-PmPa)···PmPa>1κ+1---(2)]]>在式(2)中，κ是比熱比。在該方法中，κ是恒定值。
應當注意，存在如圖5所示的函數Φ(Pm/Pa)和Pm/Pa之間的關系。因此，作為式(2)的替換，還可以預先在ROM 34中存儲用于計算以Pm/Pa為變量的函數Φ(Pm/Pa)的映射，并且由Pm/Pa和該映射計算函數Φ(Pm/Pa)的值。
應當注意，式(1)和(2)使用節(jié)氣閥門18的上游空氣壓力作為大氣壓力Pa，使用節(jié)氣閥門18的上游空氣溫度作為大氣溫度Ta，并且使用通過節(jié)氣閥門18的空氣壓力作為進氣管道壓力Pm，并且其是這樣得到的，即在質量守恒定律、能量守恒定律和動量守恒定律下，基于諸如圖6所示的關于節(jié)氣閥門18的模型、氣體狀態(tài)方程、比熱比的定義(κ＝Cp/Cv)以及Meyer關系(Cp＝Cv+R*)，利用節(jié)氣閥門18的上游空氣和通過節(jié)氣閥門18的空氣之間存在的關系。這里，Cp是定壓比熱，Cv是定容比熱，而R*是所謂的氣體常數。
下面，將解釋進氣管道模型M22。在進氣管道模型M22中，節(jié)氣閥門通過氣體流動速率mt、氣缸入流氣體流動速率mc和大氣溫度Ta輸入到下式(3)和(4)中，并且解這些式以計算進氣管道壓力Pm和進氣管道溫度Tmddt(PmTm)=RV·(mt-mc)---(3)]]>dPmdt=κ·RV·(mt·Ta-mc·Tm)---(4)]]>
在式(3)和(4)中，V是從節(jié)氣閥門18到進氣閥門6、平衡箱14、進氣管13和進氣口7(下文被一起稱為“進氣管道部分”)的進氣管道15的總容積，并且通常是恒定的值。
應當注意，這些式(3)和(4)是在質量守恒定律和能量守恒定律下，基于圖7所示關于進氣管道部分的模型，得自流入進氣管道部分的空氣和自進氣管道部分流出并流入到氣缸的空氣之間存在的關系。
具體地，如果進氣管道部分中的空氣總量是M，則該空氣總量M隨時間的變化等于流入進氣管道部分的空氣流動速率mt(即，節(jié)氣閥門通過空氣流動速率)和自進氣管道部分流出并流入到氣缸中的空氣流動速率mc(即，氣缸入流氣體量)之間的差，因此在質量守恒定律下，存在下式(5)dMdt=mt-mc---(5)]]>而且，上式(3)得自式(5)和氣體狀態(tài)方程(Pm·V＝M·R*·Tm)。
而且，進氣管道部分中的空氣能量M·Cv·Tm隨時間的變化等于流入進氣管道部分的空氣能量和自進氣管道部分流出并流入到氣缸中的空氣能量之間的差，因此如果使流入進氣管道部分的空氣溫度是大氣溫度Ta，并且使自進氣管道部分流出并流入到氣缸中的空氣溫度是進氣管道溫度Tm，則在能量守恒定律下，存在下式(6)d(M·Cv·Tm)dt=Cp·mt·Ta-Cp·mc·Tm---(6)]]>而且，上式(4)得自該式(6)和氣體狀態(tài)方程。
下面，將解釋進氣閥門模型M23。在進氣閥門模型M23中，進氣管道壓力Pm、進氣管道溫度Tm、和大氣溫度Ta輸入到下式(7)，并且解該式以計算氣缸入流氣體流動速率mcmc=TaTm·(a·Pm-b)---(7)]]>
在式(7)中，a和b是使用發(fā)動機速度NE作為變量獲得的值。而且，當對應于進氣閥門6的開啟正時或關閉正時的閥門正時與對應于開啟正時的操作角度中的至少一個在內燃機中可被改變時，在式(7)中，a和b是使用發(fā)動機速度NE和閥門正時或相位角度或這兩者作為變量而得出的值。使用另一種方式的表達，在式(7)中，a是比例系數，而b是示出了在排氣閥門8關閉時余留在氣缸5中的氣體量的值。
而且，在式(7)中，當發(fā)動機操作狀態(tài)變化時，即，在瞬間操作時，有時進氣管道溫度Tm將發(fā)生大變化，因此將得自理論和經驗的Ta/Tm用作修正系數，用于補償進氣管道溫度Tm的變化。
應當注意，式(7)涉及進氣閥門6。可以認為，如下面所詳細解釋的，基于諸如圖8所示且得自理論和經驗的模型，氣缸入流氣體流動速率mc與進氣管道壓力Pm成比例。即，在進氣閥門6關閉時，最終建立了氣缸入流氣體量Mc，并且其與進氣閥門6關閉時的氣缸5內部的壓力成比例。這里，進氣閥門6關閉時的氣缸5內的壓力被認為等于進氣閥門6的上游空氣的壓力Pm(即，進氣管道壓力)，因此，由于其與進氣管道壓力Pm成比例，因此其可以近似于氣缸充氣氣體量Mc。
另一方面，通過對在進氣閥門6的開啟周期過程內流入氣缸5的空氣流動速率mc(氣缸入流氣體流動速率)在進氣閥門6的開啟周期中進行積分，獲得了氣缸充氣氣體量Mc。即，在氣缸充氣氣體量Mc和氣缸入流氣體流動速率mc之間存在這樣的關系，氣缸入流氣體流動速率mc的時間積分值是氣缸充氣氣體量Mc。這樣，由于氣缸充氣氣體量Mc與進氣管道壓力Pm成比例，并且在氣缸充氣氣體量Mc和氣缸入流氣體流動速率mc之間存在這樣的關系，即氣缸入流氣體流動速率mc的時間積分值是氣缸充氣氣體量Mc，因此氣缸入流氣體流動速率mc還可以被認為與進氣管道壓力Pm成比例。
因此，通過該方法，氣缸入流氣體流動速率mc被認為與進氣管道壓力Pm成比例，并且式(7)得自理論和經驗。應當注意，通過式(7)計算的氣缸入流氣體流動速率mc是每單位時間自進氣管道部分流出的空氣流動速率的平均值，因此通過使氣缸入流氣體流動速率mc與內燃機的一個周期除以氣缸數目所得到的時間相乘，得到了每個氣缸5中的氣缸充氣氣體量Mc。
下面，作為配備有四個氣缸的內燃機的示例，將通過參考圖9對其進行描述。在圖9中，橫坐標是曲軸角度，而縱坐標是每單位時間自進氣管道部分流到氣缸5的空氣量。而且，在圖9所示示例中，按照第一氣缸#1、第三氣缸#3、第四氣缸#4和第二氣缸#2的順序，執(zhí)行進氣沖程。如果這樣執(zhí)行了進氣沖程，則自進氣管道部分流到每個氣缸5的空氣流動速率如圖9中的虛線所示發(fā)生變化。結果，自進氣管道部分流出的空氣流動速率如圖9中的實線所示發(fā)生變化。
而且，自進氣管道部分流出的空氣流動速率(圖9中的實線)的平均值是氣缸入流氣體流動速率mc。在圖9中，其由虛線示出。因此，通過使氣缸入流氣體流動速率mc(圖9中的虛線)與所需用于內燃機的一個周期(在圖9所示的示例中，其為曲軸旋轉720°所耗時間)除以氣缸數目(在圖9所示的示例中，其為四個)所得到的時間(即，在圖9所示的示例中，其為曲軸旋轉180°所耗時間)所得到的時間相乘，計算了每個氣缸5中的氣缸充氣氣體量Mc。而且，例如，所計算的每個氣缸5中的氣缸充氣氣體量Mc與圖9中的陰影部分相匹配。
下面，將解釋在將上面的氣缸入流氣體模型M20應用于內燃機時的氣缸充氣氣體量Mc的計算方法。氣缸充氣氣體量Mc是通過氣缸入流氣體模型M20的式(1)～(4)和(7)獲得的，但這5個式是離散的，以便于在安裝到內燃機時，能夠由ECU 31進行處理。即，如果設時間t和計算間隔(計算周期)Δt，則這5個式變?yōu)殡x散的，如下式(8)～(12)
mt(t)=μt(θt(t))·At(θt(t))·PaR·Ta·Φ(Pm(t)Pa)---(8)]]>Φ(Pm(t)Pa)=κ2(κ+1)···Pm(t)Pa≤1κ+1[(κ-12κ)·(1-Pm(t)Pa)+Pm(t)Pa]·(1-Pm(t)Pa)···Pm(t)Pa>1κ+1---(9)]]>PmTm(t+Δt)=PmTm(t)+Δt·RV·(mt(t)-mc(t))---(10)]]>Pm(t+Δt)=Pm(t)+Δt·κ·RV·(mt(t)·Ta-mc(t)·Tm(t))---(11)]]>mc(t)=TaTm(t)·(a·Pm(t)-b)---(12)]]>根據進行了該離散化并且安裝到內燃機中的氣缸入流氣體模型M20，在節(jié)氣閥門模型M21中計算的時刻t的節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt(t)、在進氣閥門模型M23中計算的時刻t的氣缸入流氣體流動速率mc(t)、以及時刻t的進氣管道溫度Tm(t)輸入到進氣管道模型M22的式(10)和(11)，并且解式(10)和(11)，以計算時刻(t+Δt)的進氣管道壓力Pm(t+Δt)和進氣管道溫度Tm(t+Δt)。
而且，在進氣管道模型M22中計算的進氣管道壓力Pm(t+Δt)和時刻t的節(jié)氣閥門開度θt(t)輸入到節(jié)氣閥門模型M21的式(8)和(9)，并且解這些式以計算時刻(t+Δt)的節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt(t+Δt)。而且，在進氣管道模型M22中計算的進氣管道壓力Pm(t+Δt)和進氣管道溫度Tm(t+Δt)輸入到進氣閥門模型M23的式(12)，并且解該式以計算時刻(t+Δt)的氣缸入流氣體流動速率mc(t+Δt)。
通過重復該計算，計算了任何時刻的氣缸入流氣體流動速率mc。而且，如上文所解釋的，通過使這樣計算的氣缸入流氣體流動速率mc按如上所述與一個周期除以氣缸數目所得到的時間相乘，計算了任何時刻的每個氣缸的氣缸充氣氣體量Mc。
應當注意，在內燃機的啟動時刻，即，在t＝0時，進氣管道壓力Pm被認為等于大氣壓力Pa(Pm(0)＝Pa)，進氣管道溫度Tm被認為等于大氣溫度Ta(Tm(0)＝Ta)，并且開始模型M21～M23中的計算。而且，在開始模型M20中的計算的時刻，還可以繼續(xù)使用大氣壓力和大氣溫度，作為上文提及的氣缸入流氣體模型M20中使用的大氣壓力Pa和大氣溫度Ta，并且還可以使用時刻t的大氣壓力Pa(t)和大氣溫度Ta(t)。
下面，將解釋能夠應用于圖1所示的的配備有EGR設備的內燃機的氣缸入流氣體模型。如果流入氣缸的氣體中的空氣(新鮮空氣)流動速率被稱為氣缸入流新鮮空氣流動速率mc-air，則由下式(13)獲得了該氣缸入流新鮮空氣流動速率mc-airmc-air＝mc-mc-egr(13)在式(13)中，mc是被定義為流入氣缸的氣體流動速率的氣缸入流氣體流動速率，而mc-egr是被定義為流入氣缸的氣體中的排氣流動速率的氣缸入流EGR氣體流動速率。
這里，在穩(wěn)定狀態(tài)操作的情況中(例如，在這樣的情況中，其中節(jié)氣閥門開度、EGR開度、發(fā)動機速度等保持基本恒定)，通過EGR控制閥門22的排氣流動速率megr(下文被稱為“EGR控制閥門通過氣體流動速率”)與氣缸入流EGR氣體流動速率mc-egr是相等的(mc-egr＝megr)。因此，式(13)可以重新寫為下式(14)mc-air＝mc-megr(14)因此，如果獲得了氣缸入流氣體流動速率mc和EGR控制閥門通過氣體流動速率megr，則獲得了氣缸入流新鮮空氣流動速率mc-air，并且因此獲得了被定義為在進氣閥門6的關閉時刻充氣到氣缸5中的空氣(新鮮空氣)量的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air。因此，在第一實施例中，圖10所示的模型M10被用作用于計算氣缸入流氣體流動速率mc的氣缸入流氣體模型。圖10所示的氣缸入流氣體模型M10包括節(jié)氣閥門模型M11、進氣管道模型M12、進氣閥門模型M13和EGR控制閥門模型M14。
節(jié)氣閥門模型M11是與圖2所示的節(jié)氣閥門模型M21相同的模型。而且，進氣閥門模型M13是與圖2所示的進氣閥門模型M23相同的模型。因此，將省略詳細描述。簡而言之，在節(jié)氣閥門模型M11中，節(jié)氣閥門開度θt、大氣壓力Pa、大氣溫度Ta和進氣管道壓力Pa輸入到式(1)，并且解該式以計算節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt，而在進氣閥門模型M13中，大氣溫度Ta、進氣管道壓力Pa和進氣管道溫度Tm輸入到式(7)，并且解該式以計算氣缸入流氣體流動速率mc。
進氣管道模型M12輸入有在節(jié)氣閥門模型M11中計算的節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt、在進氣閥門模型M13中計算的氣缸入流氣體流動速率mc、大氣溫度Ta，和在EGR控制閥門模型M14中計算的每單位時間通過EGR控制閥門22的排氣流動速率megr(下文被稱為“EGR控制閥門通過氣體流動速率”)，并且由這些輸出參數計算進氣管道壓力Pm和進氣管道溫度Tm。
而且，EGR控制閥門模型M14輸入有EGR開度θe、大氣壓力Pa、大氣溫度Ta、以及在進氣管道模型M12中計算的進氣管道壓力Pm和排氣溫度Te。在模型M14中，由這些輸入參數計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。如由圖10所將理解的，在氣缸入流氣體模型M10中，在不同的模型中計算的參數值用作輸入到分立的模型的參數值，因此實際上輸入到氣缸入流氣體模型M10的參數值僅為4個參數，即節(jié)氣閥門開度θt、EGR開度θe、大氣壓力Pa和大氣溫度Ta。即，根據本實施例，可以認為，由這4個參數計算氣缸充氣氣體量Mc。
下面，將詳細解釋進氣管道模型M12和EGR控制閥門模型M14。在進氣管道模型M12中，節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt、氣缸入流氣體流動速率mc、大氣溫度Ta、EGR控制閥門通過氣體流動速率megr和排氣溫度Te輸入到下式(15)和(16)中，并且解這些式以計算進氣管道壓力Pm和進氣管道溫度Tmddt(PmTm)=RV·(mt+megr-mc)---(15)]]>dPmdt=κ·RV·(mt·Ta+megr·Te-mc·Tm)---(16)]]>在式(15)和(16)中，V是從節(jié)氣閥門18到進氣閥門6的進氣管道部分的容積，并且通常是恒定的值。
應當注意，這些式(15)和(16)是在質量守恒定律和能量守恒定律下，基于諸如圖11所示的關于進氣管道部分的模型，得自流入進氣管道部分的空氣、流入進氣管道部分的排氣和自進氣管道部分流出并流入到氣缸的氣體之間存在的關系。
而且，在EGR控制閥門模型M14中，通過將EGR開度θe、進氣管道壓力Pm、排氣壓力Pe和排氣溫度Te輸入到下列式(17)，計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megrmegr=μe(θe)·Ae(θe)·PeR·Te·Φ(PmPe)---(17)]]>在式(1)中，μe是EGR控制閥門22中的流動速率系數，并且是EGR開度θe的函數。而且，Ae是EGR控制閥門22的開口截面積，并且是EGR開度θe的函數。而且，R是關于氣體常數的常數，并且是通過用所謂的氣體常數R*除以每摩爾排氣質量Me而獲得的值(Re＝R*/Me)。
而且，Pe是EGR控制閥門22的上游排氣的壓力，而Te是EGR控制閥門22的上游排氣的溫度。而且，Φ(Pm/Pe)是以Pm/Pe為變量的函數，如下列式所示(18)Φ(PmPe)=κ2(κ+1)···PmPe≤1κ+1[(κ-12κ)·(1-PmPe)+PmPe]·(1-PmPe)···PmPe>1κ+1---(18)]]>
該式(18)是使用變量Pm/Pe替換式(2)的變量Pm/Pa而得到的式。因此，κ是比熱比，并且在該實施例中，其是恒定值。
此外，存在如圖5所示的函數Φ(Pm/Pe)和Pm/Pe之間的關系。因此，作為式(18)的替換，還可以預先在ROM 34中存儲用于計算以Pm/Pe為變量的函數Φ(Pm/Pe)的映射，并且由該映射計算函數Φ(Pm/Pe)的值。
應當注意，式(17)和(18)使用EGR控制閥門22的上游排氣壓力作為排氣壓力Pe，使用EGR控制閥門22的上游排氣溫度作為排氣溫度Te，并且使用EGR控制閥門22的排氣的壓力作為進氣管道壓力Pm，并且在質量守恒定律、能量守恒定律和動量守恒定律下，基于諸如圖12所示的關于EGR控制閥門22的模型、氣體狀態(tài)方程、比熱比的定義以及Meyer關系，利用EGR控制閥門22的上游排氣和通過EGR控制閥門22的排氣之間存在的關系，得到該式(17)和(18)。即，得到式(17)和(18)的基本思路與得到用于計算節(jié)氣閥門通過空氣流動速率的式(1)和(2)的基本思路相似。
這樣，根據本實施例，排氣壓力Pe、排氣溫度Te、進氣管道壓力Pm和EGR開度θe輸入到計算式中，并且執(zhí)行數值計算，由此計算了EGR控制閥門通過氣體流動速率。因此，此時使用的映射數目變小，所以可以很大程度上減少準備映射所牽涉的勞動。
下面，將解釋在將氣缸入流氣體模型M10安裝到內燃機時的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air的計算方法。新鮮空氣量Mc-air是通過氣缸入流氣體模型M10的模型的式(1)、(2)、(7)和(15)～(18)獲得的。當安裝到內燃機中時，使這7個式是離散的，以便于能夠由ECU 31進行處理。即，如果設時間是t和計算間隔(計算周期)是Δt，則式(1)和(7)變?yōu)殡x散的，如上式(8)、(9)和(12)。而且，使式(15)～(18)變?yōu)殡x散的，如下式(19)～(22)PmTm(t+Δt)=PmTm(t)+Δt·RV·(mt(t)+megr(t)-mc(t))---(19)]]>
Pm(t+Δt)=Pm(t)+Δt·κ·RV·(mt(t)·Ta+megr(t)·Te(t)-mc(t)·Tm(t))---(20)]]>megr(t)=μe(θe(t))·Ae(θe(t))·Pe(t)R·Te·Φ(Pm(t)Pe(t))---(21)]]>Φ(Pm(t)Pe(t))=κ2(κ+1)···Pm(t)Pe(t)≤1κ+1[(κ-12κ)·(1-Pm(t)Pe(t))+Pm(t)Pe(t)]·(1-Pm(t)Pe(t))···Pm(t)Pe(t)>1κ+1---(22)]]>而且，還使用于計算排氣應力Pe和排氣溫度Te的式是離散的，諸如在下式(23)和(24)中。后面將解釋這些式的詳細細節(jié)。
Pe(t)＝f1(KL(t)，NE(t)) (23)Te(t)＝f2(megr(t-Δt)，NE(t)) (24)根據進行了該離散化并且這樣安裝到內燃機中的氣缸入流氣體模型M10，通過將在節(jié)氣閥門模型M11中計算的時刻t的節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt(t)、在EGR控制閥門模型M14中計算的時刻t的EGR控制閥門通過氣體量megr(t)、在進氣閥門模型M13中計算的時刻t的氣缸入流氣體流動速率mc(t)、以及時刻t的排氣溫度Te(t)輸入到進氣管道模型M12的式(19)和(20)并且解這些式，計算時刻(t+Δt)的進氣管道壓力Pm(t+Δt)和進氣管道溫度Tm(t+Δt)。
而且，通過將在進氣管道模型M12中計算的時刻(t+Δt)的進氣管道壓力Pm(t+Δt)和相同時刻(t+Δt)的節(jié)氣閥門開度θt(t+Δt)輸入到節(jié)氣閥門模型M11的式(8)和(9)并且解這些式，計算時刻(t+Δt)的節(jié)氣閥門通過空氣流動速率mt(t+Δt)。而且，通過將在進氣管道模型M12中計算的時刻(t+Δt)的進氣管道壓力Pm(t+Δt)和進氣管道溫度Tm(t+Δt)輸入到進氣閥門模型M13的式(12)并且解該式，計算時刻(t+Δt)的氣缸入流氣體流動速率mc(t+Δt)。
而且，通過將在進氣管道模型M12中計算的時刻(t+Δt)的氣缸入流氣體流動速率mc(t+Δt)和在前面程序中的EGR控制閥門模型14中計算的時刻t的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(t)輸入到式(14)并且解此式，計算時刻(t+Δt)的氣缸入流新鮮空氣流動速率mc-air(t+Δt)。
而且，通過將在進氣管道模型M12中計算的時刻(t+Δt)的進氣管道壓力Pm(t+Δt)、相同時刻(t+Δt)的排氣壓力Pe(t)和相同時刻(t+Δt)的EGR開度θe(t+Δt)輸入到EGR控制閥門模型M14的式(21)和(22)并且解這些式，計算時刻(t+Δt)的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(t+Δt)。而且，通過將時刻(t+Δt)的發(fā)動機負荷因子KL(t+Δt)和相同時刻(t+Δt)的發(fā)動機速度NE輸入到式(23)并且解該式，計算時刻(t+Δt)的排氣壓力Pe(t+Δt)。
而且，通過將時刻t的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(t)和時刻(t+Δt)的發(fā)動機速度NE(t+Δt)輸入到式(24)并且解此式，計算時刻(t+Δt)的排氣溫度Te(t+Δt)。如此計算的mc(t+Δt)、megr(t+Δt)和mt(t+Δt)再次輸入到進氣管道模型M12的式(19)和(20)。通過重復該計算，計算了任何時刻的氣缸入流新鮮空氣流動速率mc-air。而且，如上文所解釋的，通過使這樣計算的氣缸入流新鮮空氣流動速率mc-air與一個周期除以氣缸數目所得到的時間相乘，計算了任何時刻的每個氣缸的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air。
應當注意，在內燃機的啟動時刻，即，在時刻t＝0時，進氣管道壓力Pm被認為等于大氣壓力Pa(Pm(0)＝Pa)，進氣管道溫度Tm和排氣溫度Te被認為等于大氣溫度Ta(Tm(0)＝Ta，Te(0)＝Ta)，并且開始模型M11～M13中的計算。而且，在開始模型M10中的計算的時刻，還可以繼續(xù)使用大氣壓力和大氣溫度，作為上文提及的氣缸入流氣體模型M10中使用的大氣壓力Pa和大氣溫度Ta。還可以使用時刻t的大氣壓力Pa(t)和大氣溫度Te(t)。
而且，在本實施例中，由使用4個參數(即排氣壓力Pe、排氣溫度Te、進氣管道壓力Pm和EGR開度θe)的式(17)計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr，但是還可以由使用這4個參數的不同于式(17)的式，獲得EGR控制閥門通過氣體流動速率megr，或者可以由使用這4個參數作為變元的映射獲得EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。
而且，根據本實施例，EGR控制閥門通過氣體流動速率是精確計算的，所以基于EGR控制閥門通過氣體流動速率計算的氣缸充氣新鮮空氣量也是精確計算的，并且因此用于使空燃比變?yōu)槟繕丝杖急鹊娜剂蠂娚淞渴蔷_計算的。而且，還可以利用根據本實施例計算的EGR控制閥門通過氣體流動速率，用于EGR開度的反饋控制，由此EGR控制閥門通過氣體量變?yōu)槟繕酥怠?br>
下面，將解釋推導用于計算排氣壓力的式(23)的方法。發(fā)動機負荷因子(％)是實際充氣到氣缸中的空氣量(g)相對于在標準狀態(tài)下占用氣缸最大容積的氣體量(g)的比，并且其是通過下式(25)獲得的KL(%)=Mc-airDSPNCYL·ρastd·100---(25)]]>在式(25)中，Mc-air是被定義為在進氣閥門關閉時充氣每個氣缸中的新鮮空氣量的氣缸充氣新鮮空氣量(g)，DSP是內燃機的排量(升)，NCYL是氣缸的數目，而ρastd是標準狀態(tài)下的空氣密度(1個大氣壓，25℃)(約1.2g/升)。
參考圖13，其示出了發(fā)動機負荷因子KL、發(fā)動機速度NE和排氣壓力Pe之間的關系，應當認識到，如果發(fā)動機負荷因子KL變大，則排氣壓力Pe變高，并且如果發(fā)動機速度NE變高，則排氣壓力Pe變高。而且，排氣壓力Pe主要較多取決于發(fā)動機負荷因子KL和發(fā)動機速度NE，因此由發(fā)動機負荷因子KL和發(fā)動機速度NE獲得的排氣壓力的精確度相對是高的。
因此，排氣壓力Pe可以由以發(fā)動機負荷因子KL和發(fā)動機速度NE為變量的函數f1(KL，NE)表示，如式(23)所示。在第一實施例中，該函數f1(KL，NE)預先存儲在ROM 34中，作為以發(fā)動機負荷因子KL和發(fā)動機速度NE為變量的映射，并且由以發(fā)動機負荷因子KL、發(fā)動機速度NE和該映射計算排氣壓力Pe。據此，沒有必要提供用于檢測內燃機中的排氣壓力的傳感器，因此可以在縮減內燃機成本的同時精確地檢測排氣壓力，接下來可以精確地檢測EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。
而且，在具有EGR設備的內燃機中，當使用映射而非傳感器檢測排氣壓力時，有必要使用大量的參數，諸如發(fā)動機速度、燃料噴射量、燃料點火正時和EGR速率(排氣量(g)相對于充氣到氣缸中的氣體量(g)的比)，作為變元。然而，在本實施例中，通過使用發(fā)動機負荷因子作為參數，使用以發(fā)動機負荷因子和發(fā)動機速度為變元的映射是足夠的，因此根據本實施例，可以減少準備映射所牽涉的勞動。當然，如果增加內燃機的成本是不成問題的，也可以使用傳感器檢測排氣壓力。
而且，在由上面的函數f1而非發(fā)動機速度NE計算排氣壓力時，還可以使用氣缸充氣新鮮空氣流動速率mc-air作為變量。
下面，將解釋推導用于計算排氣溫度Te的式(24)的方法。如果由新流入EGR通道21引起的熱量被稱為“輸入熱量”，并且由EGR通道21釋放到大氣的熱量被稱為“釋放熱量”，如果EGR控制閥門通過氣體流動速率megr變大，即，如果流入EGR通道21的排氣量變大，則輸入熱量將變得大于釋放熱量。因此，如果EGR控制閥門通過氣體流動速率megr變大，則排氣溫度將變高。而且，如果發(fā)動機速度變高，則由氣缸釋放的排氣本身的溫度將變高。即，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr、發(fā)動機速度NE和排氣溫度Te之間的關系變?yōu)閳D14所示。
而且，排氣溫度Te很大程度上取決于EGR控制閥門通過氣體流動速率megr和發(fā)動機速度，因此由EGR控制閥門通過氣體流動速率megr和發(fā)動機速度NE獲得的排氣溫度的精確度是相對高的。因此，排氣溫度Te由函數f2(megr，NE)表示，其以EGR控制閥門通過氣體流動速率megr和發(fā)動機速度NE為變量，如式(24)所示。在第一實施例中，該函數f2(megr，NE)預先存儲在ROM 34中，具有以EGR控制閥門通過氣體流動速率megr和發(fā)動機速度NE為變量的映射的形式，并且由EGR控制閥門通過氣體流動速率megr、發(fā)動機速度NE和該映射計算排氣溫度Te。
據此，沒有必要在內燃機中提供用于檢測排氣溫度的傳感器，因此可以在保持縮減內燃機成本的同時精確地檢測排氣溫度，并且接下來可以精確地計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。當然，如果增加內燃機的成本是不成問題的，也可以使用傳感器檢測排氣溫度。
而且，如上文所述，自氣缸排出的排氣溫度根據發(fā)動機速度NE變化，因此可以由使用發(fā)動機速度NE作為變元的一維映射獲得排氣溫度。然而，當在EGR控制閥門模型M14中計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr時，使用EGR控制閥門22的上游排氣溫度作為排氣溫度Te，而非使用自氣缸排出的排氣溫度作為排氣溫度Te，可以更加精確地計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。根據本實施例，EGR控制閥門22的上游排氣溫度用作用于計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的排氣溫度Te，因此可以精確地計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。
而且，在由上文提及的函數f2計算排氣溫度時，還可以使用氣缸入流新鮮空氣流動速率mc-air代替發(fā)動機速度作為變量。
然而，上面的實施例是以穩(wěn)定狀態(tài)操作為基礎進行預測的。因此，應當認為，流入進氣管道部分的排氣流動速率(下文中被稱為“進氣管道入流排氣流動速率”)等于EGR控制閥門通過氣體流動速率，并且流入氣缸的排氣流動速率(下文中被稱為“氣缸入流排氣流動速率”)等于EGR控制閥門通過氣體流動速率。
然而，在瞬間操作時，如果例如EGR開度發(fā)生變化，并且EGR控制閥門通過氣體流動速率發(fā)生變化，則進氣管道入流排氣流動速率和氣缸入流排氣流動速率臨時地變得不等于EGR控制閥門通過氣體流動速率。即，這些進氣管道入流排氣流動速率和氣缸入流排氣流動速率的變化具有滯后，而其跟蹤EGR控制閥門通過氣體流動速率的變化。因此，在瞬間操作時，為了保持上面的實施例中計算的參數值的精度，有必要考慮進氣管道入流排氣流動速率和氣缸入流排氣流動速率的變化相對于EGR控制閥門通過氣體流動速率的變化的滯后。
如果在EGR控制閥門通過氣體流動速率發(fā)生變化使考慮進氣管道入流排氣流動速率，如圖15所示，則進氣管道入流排氣流動速率megr-k在自EGR控制閥門通過氣體流動速率megr變化時始的特定時間Td流逝之前，不會發(fā)生變化。在此特定時間Td流逝時候，其朝向EGR控制閥門通過氣體流動速率megr變化，同時伴隨有一階滯后。
這里，特定時間Td是通過EGR控制閥門22的排氣到達進氣管道部分之前所需的時間。通過EGR控制閥門22的排氣流動速率越快，則進氣管道壓力越低，并且因此發(fā)動機速度越大，時間Td越短。即，特定時間Td(下文中被稱為“遲滯時間”)是發(fā)動機速度的函數，如圖16A所示。
另一方面，一階滯后的時間常數τ表示通過EGR控制閥門22的排氣擴散的容易程度。通過EGR控制閥門22的排氣流動速率越快，則進氣管道壓力越低，并且因此發(fā)動機速度越大，時間常數τ越小。即，時間常數τ是發(fā)動機速度的函數，如圖16B所示。
因此，在本實施例中，遲滯時間Td1以圖16A所示的映射形式預先存儲在ROM 34中。當EGR控制閥門通過氣體流動速率變化時，基于發(fā)動機速度NE計算遲滯時間Td1?？梢约僭O，在此遲滯時間Td1流逝之后，進氣管道入流排氣流動速率開始朝向EGR控制閥門通過氣體流動速率變化，以便于計算進氣管道入流排氣流動速率。而且，在本實施例中，時間常數τ1以圖16B所示的映射形式預先存儲在ROM 34中。當EGR控制閥門通過氣體流動速率變化時，基于發(fā)動機速度NE計算時間常數τ1。可以假設，自遲滯時間Td1流逝始，進氣管道入流排氣流動速率通過此時間常數τ1朝向EGR控制閥門通過氣體流動速率變化，以便于計算進氣管道入流排氣流動速率。
具體地，如果將EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的計算周期表示為Δt(sec)，并且將EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的計算次數表示為k，則計算在第k個計算程序中的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)，然后基于此時的發(fā)動機速度NE自如圖16B所示的映射中讀取時間常數τ1，并且利用該時間常數τ1，用于根據下式(26)進行EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)的一階滯后處理，以便于計算在第k個計算程序時的伴隨有一階滯后的進氣管道入流排氣流動速率m’egr-k(k)m’egr-k(k)＝m’egr-k(k-1)+Δt/τ1·(megr(k)-m’egr-k(k-1)) (26)而且，在相同的第k個計算程序時，基于發(fā)動機速度NE，自如圖16A所示的映射中讀取遲滯時間Td1。遲滯時間Td1被用于根據下式(27)計算遲滯程序的數目Idx1，其對應于遲滯時間Td1Idx1=Td1Δt---(27)]]>下面，此遲滯程序的數目Idx1被用于根據下式(28)進行進氣管道入流排氣流動速率m’egr-k(k)的遲滯時間處理，以計算第k個計算程序時的進氣管道入流排氣流動速率megr-k(k)megr-k(k)＝m’egr-k(k-Idx1)(28)遲滯時間和關于進氣管道入流排氣流動速率的一階滯后的思路還可以相似地應用于氣缸入流排氣流動速率。即，關于氣缸入流排氣流動速率的遲滯時間Td2以如圖17A所示的映射形式預先存儲在ROM34中。當EGR控制閥門通過氣體流動速率變化時，基于發(fā)動機速度NE計算遲滯時間Td2?？梢约僭O，在此遲滯時間Td2流逝之后，氣缸入流排氣流動速率開始朝向EGR控制閥門通過氣體流動速率變化，以便于計算氣缸入流排氣流動速率。
而且，關于氣缸入流排氣流動速率的時間常數τ2以圖17B所示的映射的形式預先存儲在ROM 34中。當EGR控制閥門通過氣體流動速率變化時，基于發(fā)動機速度NE計算時間常數τ2?？梢约僭O，在遲滯時間Td2流逝之后，氣缸入流排氣流動速率通過此時間常數τ2朝向EGR控制閥門通過氣體流動速率變化，以便于計算氣缸入流排氣流動速率。
具體地，計算在第k個計算程序中的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)，然后基于此時的發(fā)動機速度NE自如圖17B所示的映射中讀取時間常數τ2，并且利用該時間常數τ2，用于根據下式(29)進行EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)的一階滯后處理，以便于計算在第k個計算程序時的伴隨有一階滯后的氣缸入流排氣流動速率m’egr-egr(k)m’egr-egr(k)＝m’egr-egr(k-1)+Δt/τ1·(megr(k)-m’egr-egr(k-1)) (26)而且，在第k個計算程序時，基于發(fā)動機速度NE，自如圖17A所示的映射中讀取遲滯時間Td2。遲滯時間Td2被用于根據下式(30)計算對應于遲滯時間Td2的遲滯程序的數目Idx2
Idx2=Td2Δt---(27)]]>下面，此遲滯程序的數目Idx2被用于根據下式(31)進行氣缸入流排氣流動速率m’egr-egr(k)的遲滯時間處理，以計算第k個計算程序時的氣缸入流排氣流動速率megr-egr(k)megr-egr(k)＝m’egr-egr(k-Idx2)(28)應當注意，從EGR控制閥門22到氣缸的距離長于從EGR控制閥門22到進氣管道部分的距離，因此關于氣缸入流排氣流動速率的遲滯時間Td2也趨向于長于關于進氣管道入流排氣流動速率的遲滯時間Td1，同時關于氣缸入流排氣流動速率的時間常數τ2趨向于大于關于進氣管道入流排氣流動速率的時間常數τ1。
圖18示出了利用一階滯后處理和遲滯時間處理、用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的示例。在圖18所示程序中，首先，在步驟10中，根據上式(17)計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)。下一步，在步驟11中，基于發(fā)動機速度NE自圖17B所示的映射中讀取時間常數τ2。
而且，下一步，在步驟12中，在步驟10中計算的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)經歷一階滯后處理，由此計算伴隨有一階滯后的氣缸入流排氣流動速率m＝egr-egr(k)。即，這里使用了上式(29)。下一步，在步驟13中，基于發(fā)動機速度NE自圖17A所示的映射中讀取遲滯時間Td2。而且，下一步，在步驟14中，根據式(30)計算遲滯程序數目Idx2。
下一步，在步驟15中，在步驟12中計算的氣缸入流排氣流動速率m＝egr-egr(k)根據式(31)經歷遲滯時間處理。應當注意，在上面的實施例中，使用發(fā)動機速度NE作為變量計算遲滯時間Td(Td1、Td2)和時間常數τ(τ1、τ2)，但是具體地，遲滯時間Td和時間常數τ基本上與曲軸旋轉360°所耗時間成比例，因此如圖19A和圖19B所示，優(yōu)選的是，準備以曲軸旋轉360°所耗時間T360°作為變量的遲滯時間Td和時間常數τ的映射。
然而，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr由于多種參數發(fā)生變化，例如，EGR控制閥門22的步數，即EGR開度θe，如參考式(17)所將理解的。因此，當EGR開度θe變化時，通過使EGR開度θe本身經歷遲滯時間處理和滯后處理(平滑處理)，并且將這樣處理后的EGR開度θe輸入到上面提及的式(17)，相對于伴隨有EGR開度θe變化的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr變化，獲得了具有反映遲滯時間和跟蹤滯后的形式的進氣管道入流排氣流動速率megr-k或者氣缸入流排氣流動速率megr-egr。
例如，當EGR開度θe變化時，還可以基于發(fā)動機速度NE由諸如圖20A所示的映射計算遲滯時間Td1，在遲滯時間Td1流逝之后開始改變EGR開度θe，基于發(fā)動機速度NE由諸如圖20B所示的映射計算平滑數目N1，通過該平滑數目N1使EGR開度θe的變化平滑，并且基于如此平滑化的EGR開度θe由式(17)計算進氣管道入流排氣流動速率megr-k。
具體地，當執(zhí)行第k個計算程序時，當EGR開度θe，例如，從值θe1變化到θe2時，基于該時刻的發(fā)動機速度NE自諸如圖20B所示的映射讀取平滑數目N1，該平滑數目N1用于根據下式(32)使EGR開度θe2平滑，并且計算第k個計算程序時的伴隨有跟蹤滯后的EGR開度θe’(k)。
θe’(k)＝[(N1-1)·θe(k-1)+θe2] (32)而且，基于第k個計算程序時的發(fā)動機速度NE自諸如圖20A所示的映射讀取遲滯時間Td1。遲滯時間Td1被用于根據下式(33)計算對應于該遲滯時間Td1的遲滯程序數目Idx1
Idx1=Td1Δt---(33)]]>下面，此遲滯程序的數目Idx1被用于根據下式(34)使EGR開度θe’(k)經歷遲滯時間處理，以計算第k個計算程序時的EGR開度θe(k)θe(k)＝θe’(k-Idx1) (34)而且，通過將此θe(k)輸入到式(17)而計算的值表示第k個計算程序時的真正的進氣管道入流排氣流動速率megr-k。
當然，與此相似的思路還應用于計算氣缸入流排氣流動速率的情況。即，當EGR開度θe變化時，還可以基于發(fā)動機速度NE由諸如圖21A所示的映射計算遲滯時間Td2，在遲滯時間Td2流逝之后開始改變EGR開度θe，基于發(fā)動機速度NE由諸如圖21B所示的映射計算平滑數目N2，通過該平滑數目N1使EGR開度θe的變化平滑，并且基于如此平滑化的EGR開度θe由式(17)計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr。
具體地，當執(zhí)行第k個計算程序時，當EGR開度θe，例如，從值θe1變化到θe2時，基于該時刻的發(fā)動機速度NE自諸如圖21B所示的映射讀取平滑數目N2，該平滑數目N2用于根據下式(35)使EGR開度θe2平滑，并且計算第k個計算程序時的伴隨有跟蹤滯后的EGR開度θe’(k)。
θe’(k)＝[(N2-1)·θe(k-1)+θe2] (35)而且，基于第k個計算程序時的發(fā)動機速度NE自諸如圖21A所示的映射讀取遲滯時間Td2。遲滯時間Td2被用于根據下式(36)計算對應于該遲滯時間Td2的遲滯程序數目Idx2Idx2=Td2Δt---(36)]]>下面，此遲滯程序的數目Idx2被用于根據下式(37)使EGR開度θe’(k)經歷遲滯時間處理，以計算第k個計算程序時的EGR開度θe(k)θe(k)＝θe’(k-Idx2) (37)而且，通過將此θe(k)輸入到式(17)而計算的值表示第k個計算程序時的真正的進氣管道入流排氣流動速率megr-k(k)。應當注意，作為上面的平滑數目的替換，還可以使用上面的時間常數τ1和τ2。
圖22示出了利用如上文所解釋的平滑處理(跟蹤滯后處理)和遲滯時間處理、用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的程序的示例。在圖22所示程序中，首先，在步驟20中，讀取第k個計算程序中的EGR開度θe(k)。下一步，在步驟21中，基于發(fā)動機速度NE自諸如圖21B所示的映射中讀取平滑數目N2。
而且，下一步，在步驟22中，使在步驟20中檢測的EGR開度θe(k)平滑化，由此計算反映跟蹤滯后的EGR開度θe’(k)。即，這里，利用了上式(35)。下一步，在步驟23中，基于發(fā)動機速度NE自諸如圖21A所示的映射中讀取遲滯時間Td2。而且，下一步，在步驟24中，根據式(36)計算遲滯程序數目Idx2。下一步，在步驟25中，根據式(37)，對步驟22中計算的反映跟蹤滯后的EGR開度θe’(k)進行遲滯時間處理。而且，下一步，在步驟26中，在步驟25中計算的θe(k)輸入到上式(17)，由此計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr(k)。
然而，在上面的實施例中，氣缸入流排氣流動速率megr-egr被用于計算氣缸入流新鮮空氣量Mc-air，并且基于該氣缸入流新鮮空氣量Mc-air確定最終的燃料噴射量，由此空燃比變?yōu)槟繕丝杖急?。換言之，上面的實施例確定了基于對于每個氣缸而言是相同值的氣缸入流排氣流動速率megr-egr而預測的燃料噴射量。然而，有時候，由于從EGR控制閥門到每個氣缸的通路形狀或者多種其他因素，導致了實際的氣缸入流排氣流動速率megr-egr對于每個氣缸是不同的。因此，為了確定燃料噴射量，以使空燃比更加準確地變?yōu)槟繕丝杖急?，應當考慮這一事實，即氣缸入流排氣流動速率megr-egr對于每個氣缸是不同的。
因此，還可以通過實驗等預先獲得每個氣缸中的實際氣缸入流排氣流動速率相對于在上面的實施例中計算的氣缸入流排氣流動速率megr-egr的比，作為分配系數，或者每當發(fā)動機操作過程中存在特定條件時，獲得該分配系數，使上面的實施例中計算的氣缸入流排氣流動速率megr-egr乘以該分配系數，并且利用已反映了該分配系數的氣缸入流排氣流動速率megr-egr用于確定關于每個氣缸的燃料噴射量。如果采用該方法，空燃比更加準確地變?yōu)槟繕丝杖急取?br>
應當注意，關于每個氣缸的分配系數是，例如，預先通過實驗等獲得的，或者是在發(fā)動機操作過程中如下獲得的。即，在其中EGR速率(氣缸充氣排氣量/氣缸充氣氣體量)是最大的操作狀態(tài)中，使EGR開度是恒定的，使節(jié)氣閥門開度是恒定的，然后將相同的燃料量噴射到每個氣缸中，檢測該時刻自每個氣缸排出的排氣的空燃比，并且基于所檢測的排氣空燃比的值，估計每個氣缸中的空燃比。
這里，對于其中所估計的空燃比是小的氣缸中，充氣到該氣缸中的空氣比想象的要多，因此未有預期那樣多的排氣充氣到氣缸中。在該情況中，關于該氣缸的分配系數變得小于1.0。具體地，如果基于估計的空燃比反過來計算關于該氣缸的氣缸入流排氣流動速率，并且使通過反向運算計算的氣缸入流排氣流動速率除以上面的實施例中計算的氣缸入流排氣流動速率，計算關于該氣缸的分配系數。另一方面，即使對于其中空燃比被估計為是大的氣缸中，通過相似的思路，可以計算分配系數。在該情況中，分配系數變得大于1.0。
圖23示出了考慮關于每個氣缸的分配系數用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的程序的示例。下面的程序應用于配備有4個氣缸的內燃機。在圖23所示的程序中，首先，在步驟30中，根據上式(17)計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)。下一步，在步驟31中，基于發(fā)動機速度NE自諸如圖17B所示的映射中讀取時間常數τ2。
而且，下一步，在步驟32中，在步驟30中計算的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)經歷一階滯后處理，并且計算伴隨有一階滯后的氣缸入流排氣流動速率m’egr-egr(k)。即，這里使用了上式(29)。下一步，在步驟33中，基于發(fā)動機速度NE自圖17A所示的映射中讀取遲滯時間Td2。而且，下一步，在步驟34中，根據式(30)計算遲滯程序數目Idx2。
下一步，在步驟35中，在步驟32中計算的氣缸入流排氣流動速率m’egr-egr(k)根據式(31)經歷遲滯時間處理。而且，最后，在步驟36中，根據下式(38)，在步驟35中計算的氣缸入流排氣流動速率megr-egr(k)乘以關于氣缸的分配系數K1～K4，以便于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr(k)(1)～(4)megr-egr(k)(1)＝megr-egr(k)·K1megr-egr(k)(2)＝megr-egr(k)·K2megr-egr(k)(3)＝megr-egr(k)·K3megr-egr(k)(4)＝megr-egr(k)·Kr (38)應當注意，在式(38)中，megr-egr(k)(1)是關于第一氣缸的氣缸入流排氣流動速率，K1是關于第一氣缸的分配系數，megr-egr(k)(2)是關于第二氣缸的氣缸入流排氣流動速率，K2是關于第二氣缸的分配系數，megr-egr(k)(3)是關于第三氣缸的氣缸入流排氣流動速率，K3是關于第三氣缸的分配系數，megr-egr(k)(4)是關于第四氣缸的氣缸入流排氣流動速率，并且K4是關于第四氣缸的分配系數。
然而，獲得了關于每個氣缸的分配系數并獲得了關于每個氣缸的氣缸入流排氣流動速率megr-egr的上面的實施例考慮了這一事實，即由于從EGR控制閥門22到每個氣缸的通路形狀和多種其他因素，實際的氣缸入流排氣流動速率megr-egr對于每個氣缸是不同的，但是，例如，當從EGR控制閥門22到每個氣缸的通路是特別長的，并且所存在的通路阻力是特別大的時候，遲滯時間、時間常數或平滑數目也有所不同。
因此，如上面的實施例中的，不僅可以將分配系數反映到所獲得的氣缸入流排氣流動速率megr-egr中，還可以將分配系數反映到遲滯時間、時間常數或平滑數目中。即，更具體地，在上面的實施例中，所獲得的氣缸入流排氣流動速率megr-egr僅與分配系數相乘，但是還可以使遲滯時間和時間常數或者平滑數目與關于每個氣缸的分配系數相乘。據此，更加準確地計算了關于每個氣缸的氣缸入流排氣流動速率megr-egr。
圖24示出了通過在遲滯時間和時間常數中反映關于每個氣缸的分配系數、用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr的程序的示例。在圖24所示的程序中，首先，在步驟40中，由式(17)計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。下一步，在步驟41中，基于發(fā)動機速度NE自圖17B所示的映射中讀取時間常數τ2。下一步，在步驟42中，基于發(fā)動機速度NE自圖17A所示的映射中讀取遲滯時間Td2。下一步，在步驟43中，1輸入到示出了氣缸數目的參數cyl。在該情況中，cyl＝1，因此參數cyl示出了第一氣缸。
下一步，在步驟44中，判斷參數cyl是否等于和小于氣缸總數Ncyl(cyl≤Ncyl)。這里，當判斷了cyl≤Ncyl時，程序前進至步驟45。這里，由上式(17)計算第k個計算程序中的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)。
下一步，在步驟46中，根據下式(39)計算關于相應的氣缸(cyl)的時間常數τ2，即，在參數cyl是1時，其為關于第一氣缸的時間常數τ2(1)，并且在參數cyl是2時，其為關于第二氣缸的時間常數τ2(2)τ2(cyl)＝K(cyl)·τ2 (39)這里，K(cyl)是關于每個氣缸的分配系數。例如，當參數ckl是1時，其為關于第一氣缸的分配系數K(1)，并且當參數cyl是2時，其為關于第二氣缸的分配系數K(2)。
下一步，在步驟47中，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(k)根據下式(40)經歷一階處理，并且計算第k個計算程序中的關于相應氣缸的氣缸入流排氣流動速率m’egr-egr(cyl)(k)。
m’egr-egr(cyl)(k)＝m’egr-egr(cyl)(k-1)+Δt/τ2·(cyl)·(megr(cyl)(k)-m’egr-egr(cyl)(k-1)) (40)這里，Δt是EGR控制閥門通過氣體流動速率的計算周期。
下一步，在步驟48中，根據下式(41)計算同關于相應氣缸的遲滯時間相對應的的遲滯程序數目Idx2Idx2＝K(cyl)·Td2/Δt(41)下一步，在步驟49中，由下式(42)，計算具有經過遲滯時間處理形式的第k個計算程序中的關于相應氣缸的氣缸入流排氣流動速率megr-egr(cyl)(k)megr-egr(cyl)(k)＝m’egr-egr(cyl)(k-Idx2)(42)下一步，在步驟50中，使參數cyl準確的增加1，并且該程序返回步驟44。因此，如果在程序到達步驟50時參數cyl是1，則在步驟50中使cyl是2，并且重復步驟44～49。
而且，如果在程序到達步驟50時參數cyl是4，則在步驟50中使cyl是5。當該程序返回步驟44時，在步驟44中判斷cyl＞Ncyl，并程序前進至步驟51。即，當在步驟44中判斷cyl＞Ncyl時，針對所有氣缸，計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr(cyl)(k)。應當注意，在步驟51中，將0輸入到參數cyl，即，清除參數cyl。應當注意，如果將Td2改為Td1并將τ2改為τ1，該程序還可以用作用于計算流入每個進氣管13的進氣管道入流排氣流動速率megr-k。
已知的是，內燃機配備有閥門正時變換機構，用于改變進氣閥門的關閉正時。例如，在一個特定的閥門正時變換機構中，可以將進氣閥門的關閉正時改變到進氣沖程的下止點之后。當進氣閥門在進氣沖程的下止點之后關閉時，通過氣缸中的活塞使一次流入氣缸的部分氣體從氣缸排放到進氣通道。而且，以這樣的方式從氣缸排放到進氣通道的氣體量(下文中被稱為“逆流氣體”)取決于在進氣沖程的下止點之后的進氣閥門關閉正時的位置而有所不同，并且越延緩在進氣沖程的下止點之后的進氣閥門關閉正時，該氣體量越大。
即，在配備有閥門正時機構的內燃機中，該閥門正時機構在進氣沖程的下止點之后改變進氣閥門的關閉正時，如果通過該閥門正時機構改變進氣閥門關閉正時，則逆流氣體量發(fā)生變化。這里，在氣體從氣缸排放到進氣通道的情況中，考慮排氣在進氣通道中的擴散，逆流氣體量越大，排氣在進氣通道中擴散的趨勢就越被抑制。即，逆流氣體量越大，通過EGR控制閥門22流入進氣通道的排氣的擴散趨勢就越被抑制。即，這意味著，逆流氣體量越大，即，越延緩進氣閥門關閉正時，上述時間常數τ2越大。
而且，如果考慮EGR通道21，EGR通道21中的壓力比進氣通道中的壓力高很多，因此即使將氣體自氣缸排放到進氣通道，該氣體也將不再流入EGR通道21。因此，即使將氣體自氣缸排放到進氣通道，排氣通過EGR控制閥門22到達氣缸所耗時間將不會變化很大。即，這意味著上述遲滯時間Td2不會變化很大，不論逆流氣體量如何，即，不論進氣閥門的關閉正時如何。
因此，在被設計為使進氣閥門的關閉正時可以在進氣沖程的下止點之后改變的內燃機中，考慮到這一事實，即上述時間常數τ2根據進氣閥門的關閉正時變化，在上面的實施例中，還可以根據進氣閥門關閉正時，通過如圖25A和圖25B所示的關系確定遲滯時間Td2和時間常數τ2。
如圖25A所示，這里，不論進氣沖程的下止點BDC之后的對應于進氣閥門關閉正時的進氣閥門關閉曲軸角度CA是什么樣的角度，遲滯時間Td2變得是恒定的。另一方面，如圖25B所示，自從進氣沖程的下止點BDC之后，越延緩進氣閥門關閉曲軸角度CA，時間常數τ2就變得越大。
應當注意，如上文所解釋的，遲滯時間Td2和時間常數τ2還取決于發(fā)動機速度NE，因此還可以確定作為發(fā)動機速度NE和進氣閥門關閉正時的函數的遲滯時間Td2和時間常數τ2。例如，在該情況中，預先獲得進氣閥門關閉正時是進氣沖程的下止點時的遲滯時間Td2和時間常數τ2，并且以如圖17A和17B所示的使用發(fā)動機速度NE作為變量的映射形式將其存儲在ROM 34中。
而且，基于發(fā)動機速度NE的由圖17A所示映射獲得的遲滯時間Td2與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖26A所示映射獲得的修正系數Ktd相乘，將其結果用作遲滯時間。在該情況中，如將由圖26A所理解的，修正系數Ktd是與進氣閥門關閉曲軸角度CA無關的常數1.0，因此事實上，由圖17A所示映射獲得的遲滯時間Td2用作該遲滯時間。
另一方面，基于發(fā)動機速度NE的由圖17B所示映射獲得的時間常數τ2與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖26B所示映射獲得的修正系數Kτ相乘，將其結果用作時間常數。在該情況中，如將由圖26B所理解的，當進氣閥門關閉曲軸角度CA是進氣沖程的下止點時，修正系數Kτ是1.0，并且其是這樣的值，在進氣沖程的下止點BDC之后，越延緩進氣閥門關閉曲軸角度CA，其值就變得越大。
應當注意，在被設計為使進氣閥門的關閉正時可以在進氣沖程的下止點之后改變的內燃機中，還可以通過與圖25A和圖25B所示關系相似的關系，確定上述的遲滯時間Td1和時間常數τ1。在該情況中，遲滯時間Td1和時間常數τ1是小于遲滯時間Td2和時間常數τ2的值。
而且，還可以確定作為發(fā)動機速度NE和進氣閥門關閉正時的函數的遲滯時間Td1和時間常數τ1。例如，在該情況中，預先獲得了進氣閥門關閉正時是進氣沖程下止點時的遲滯時間Td1和時間常數τ1，并且以如圖16A和16B所示的使用發(fā)動機速度NE作為變量的映射形式將其存儲在ROM 34中。
而且，基于發(fā)動機速度NE的由圖16A所示映射獲得的遲滯時間Td1與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖26A所示映射獲得的修正系數Ktd相乘，將其結果用作遲滯時間。在該情況中，如將由圖26A所理解的，修正系數Ktd是與進氣閥門關閉曲軸角度CA無關的常數1.0，因此事實上，由圖16A所示映射獲得的遲滯時間Td1用作該遲滯時間。
另一方面，基于發(fā)動機速度NE的由圖16B所示映射獲得的時間常數τ1與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖26B所示映射獲得的修正系數Kτ相乘，將其結果用作時間常數。在該情況中，如將由圖26B所理解的，當進氣閥門關閉曲軸角度CA是進氣沖程的下止點時，修正系數Kτ是1.0，并且其是這樣的值，自從進氣沖程的下止點BDC之后，越延緩進氣閥門關閉曲軸角度CA，其值就變得越大。
然而，在配備有閥門正時機構的內燃機中，該閥門正時機構在進氣沖程的下止點之前改變氣閥門的關閉正時，如果通過該閥門正時機構改變進氣閥門關閉正時，則逆流氣體量幾乎是0，但是充氣到氣缸中的氣體總量發(fā)生變化。這里，如果逆流氣體量幾乎是0，即使進氣閥門的關閉正時在進氣沖程的下止點之前改變，進氣閥門關閉正時的變化對排氣在進氣通道中的擴散沒有任何影響。即，這意味著，時間常數τ2是與進氣閥門關閉正時無關的常數。
另一方面，在充氣到氣缸中的氣體總量發(fā)生變化的情況中，如果考慮排氣從EGR控制閥門22到達氣缸所耗時間，則充氣到氣缸中的氣體總量越小，該時間趨向于變得越長。
即，這意味著，充氣到氣缸中的氣體總量越小，即，在進氣沖程的下止點之前的范圍中越提前進氣閥門的關閉正時，遲滯時間Td2越長。
因此，在被設計為使進氣閥門的關閉正時能夠在進氣沖程的下止點之前改變的內燃機中，考慮到這一事實，即上述遲滯時間Td2根據進氣閥門的關閉正時變化，在上面的實施例中，還可以根據進氣閥門關閉正時，通過諸如圖27A和圖27B所示的關系確定遲滯時間Td2和時間常數τ2。如圖27A所示，在進氣沖程的下止點BDC之前，越提前進氣閥門關閉曲軸角度CA，遲滯時間Td2就變得越大。
另一方面，如圖27B所示，不論進氣沖程的下止點BDC之前的進氣閥門關閉曲軸角度CA如何，時間常數τ2變得是恒定的。應當注意，如上文所解釋的，遲滯時間Td2和時間常數τ2還取決于發(fā)動機速度NE，因此還可以確定作為發(fā)動機速度NE和進氣閥門關閉正時之間的關系的遲滯時間Td2和時間常數τ2。例如，在該情況中，預先獲得進氣閥門關閉正時是進氣沖程的下止點時的遲滯時間Td2和時間常數τ2，并且以如圖17A和17B所示的使用發(fā)動機速度NE作為變量的映射形式將其存儲在ROM 34中。
而且，基于發(fā)動機速度NE的由圖17A所示映射獲得的遲滯時間Td2與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖28A所示映射獲得的修正系數Ktd相乘，將其結果用作遲滯時間。在該情況中，如將由圖28A所理解的，當進氣閥門關閉曲軸角度CA是進氣沖程的下止點時，修正系數Ktd是1.0，并且其是這樣的值，在進氣沖程的下止點BDC之前，越提前進氣閥門關閉曲軸角度CA，其值就變得越大。
另一方面，基于發(fā)動機速度NE的由圖17B所示映射獲得的時間常數τ2與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖28B所示映射獲得的修正系數Kτ相乘，將其結果用作時間常數。在該情況中，如將由圖28B所理解的，修正系數Kτ是1.0，其與進氣閥門關閉曲軸角度CA無關，因此事實上，由圖17B所示映射獲得的時間常數τ2用作該時間常數。
應當注意，在被設計為使進氣閥門的關閉正時可以在進氣沖程的下止點之前改變的內燃機中，還可以通過與圖27A和圖27B所示關系相似的關系，確定上述的遲滯時間Td1和時間常數τ1。在該情況中，遲滯時間Td1和時間常數τ1是小于遲滯時間Td2和時間常數τ2的值。
而且，還可以確定作為發(fā)動機速度NE和進氣閥門關閉正時的函數的遲滯時間Td1和時間常數τ1。例如，在該情況中，預先獲得了進氣閥門關閉正時是進氣沖程的下止點時的遲滯時間Td1和時間常數τ1，并且以如圖16A和16B所示的使用發(fā)動機速度NE作為變量的映射形式將其存儲在ROM 34中。
而且，基于發(fā)動機速度NE的由圖16A所示映射獲得的遲滯時間Td1與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖28A所示映射獲得的修正系數Ktd相乘，將其結果用作遲滯時間。在該情況中，如將由圖28A所理解的，當進氣閥門關閉曲軸角度CA是進氣沖程的下止點時，修正系數Ktd是常數1.0，并且其是這樣的值，在進氣沖程的下止點BDC之前，越提前進氣閥門關閉曲軸角度CA，其值就變得越大。
另一方面，基于發(fā)動機速度NE的由圖16B所示映射獲得的時間常數τ1與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖28B所示映射獲得的修正系數Kτ相乘，將其結果用作時間常數。在該情況中，如將由圖28B所理解的，修正系數Kτ是1.0，其與進氣閥門關閉曲軸角度CA無關，因此事實上，由圖16B所示映射獲得的時間常數τ2用作該時間常數。
已知的是，內燃機配備有閥門正時機構，其能夠使進氣閥門關閉正時的變化跳過進氣沖程的下止點。例如，該閥門正時機構采用電磁開啟或關閉進氣閥門的機構。當這樣能夠使進氣閥門關閉正時的變化跳過進氣沖程的下止點時，進氣閥門關閉正時在進氣沖程的下止點之前變化，或者在進氣沖程的下止點之后變化，因此上述的遲滯時間Td2和時間常數τ2變得不同。
這里，當進氣閥門關閉正時在進氣沖程的下止點之前變化時，遲滯時間Td2和時間常數τ2呈現出通過圖27A和圖27B所解釋的趨勢。另一方面，當進氣閥門關閉正時在進氣沖程的下止點之后變化時，遲滯時間Td2和時間常數τ2呈現出通過圖25A和圖25B所解釋的趨勢。
因此，在被設計為使進氣閥門關閉正時的變化可以跳過進氣沖程的下止點的內燃機中，在上面的實施例中，還可以根據進氣閥門關閉正時，通過如圖29A和圖29B所示的關系確定遲滯時間Td2和時間常數τ2。
如圖29A所示，這里，在進氣沖程的下止點BDC之前的區(qū)域中，越提前進氣閥門關閉曲軸角度CA，遲滯時間Td2越大。在進氣沖程的下止點BDC之后的區(qū)域中，遲滯時間Td2變?yōu)槭呛愣ǖ模渑c進氣閥門關閉曲軸角度CA無關。另一方面，如圖29B所示，這里，在進氣沖程的下止點BDC之前的區(qū)域中，時間常數τ2變?yōu)楹愣ǖ?，其與進氣閥門關閉曲軸角度CA無關，而在進氣沖程的下止點BDC之后的區(qū)域中，越延緩進氣閥門關閉曲軸角度CA，時間常數τ2越大。應當注意，如上文所解釋的，遲滯時間Td2和時間常數τ2還取決于發(fā)動機速度NE，因此還可以確定作為發(fā)動機速度NE和進氣閥門關閉正時的函數的遲滯時間Td2和時間常數τ2。
例如，在該情況中，預先獲得進氣閥門關閉正時是進氣沖程的下止點時的遲滯時間Td2和時間常數τ2，并且以如圖17A和17B所示的使用發(fā)動機速度NE作為變量的映射形式將其存儲在ROM 34中。
而且，基于發(fā)動機速度NE的由圖17A所示映射獲得的遲滯時間Td2與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖30A所示映射獲得的修正系數Ktd相乘，將其結果用作遲滯時間。這里，在圖30A所示映射中，在進氣沖程的下止點BDC之前的區(qū)域中，越提前進氣閥門關閉曲軸角度CA，修正系數Ktd變得越大，而在進氣沖程的下止點BDC之后的區(qū)域中，修正系數Ktd是與進氣閥門關閉曲軸角度CA無關的常數1.0。
另一方面，基于發(fā)動機速度NE的由圖17B所示映射獲得的時間常數τ2與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖30B所示映射獲得的修正系數Kτ相乘，將其結果用作時間常數。這里，在圖30B的映射中，在進氣沖程的下止點BDC之前的區(qū)域中，修正系數Kτ是與進氣閥門關閉曲軸角度CA無關的常數1.0，而在進氣沖程的下止點BDC之后的區(qū)域中，越延緩進氣閥門關閉曲軸角度CA，修正系數Kτ就變得越大。應當注意，在被設計為使進氣閥門關閉正時的變化可以跳過進氣沖程的下止點的內燃機中，還可以通過與圖29A和圖29B所示關系相似的關系，確定上述的遲滯時間Td1和時間常數τ1。在該情況中，遲滯時間Td1和時間常數τ1是小于遲滯時間Td2和時間常數τ2的值。
而且，還可以確定作為發(fā)動機速度NE和進氣閥門關閉正時的函數的遲滯時間Td1和時間常數τ1。例如，在該情況中，預先獲得了進氣閥門關閉正時是進氣沖程的下止點時的遲滯時間Td1和時間常數τ1，并且以如圖16A和16B所示的使用發(fā)動機速度NE作為變量的映射形式將其存儲在ROM 34中。
而且，基于發(fā)動機速度NE的由圖16A所示映射獲得的遲滯時間Td1與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖30A所示映射獲得的修正系數Ktd相乘，將其結果用作遲滯時間。
另一方面，基于發(fā)動機速度NE的由圖16B所示映射獲得的時間常數τ1與基于進氣閥門關閉曲軸角度CA的由圖30B所示映射獲得的修正系數Kτ相乘，將其結果用作時間常數。
然而，在上面的實施例中，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr是利用計算式計算的，即，式(17)和(18)，但是本發(fā)明人提出了相對簡單的計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的方法，其不使用這些計算式。因此，在上面的實施例中，作為使用式(17)和(18)的替換，還可以使用下面解釋的方法，用于計算EGR控制閥門通過氣體流動速率。
已知的是，當進氣閥門6關閉時，氣缸充氣氣體量Mc是由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示的。即，根據理論和經驗，當進氣閥門6關閉時，氣缸充氣氣體量Mc基本上與氣缸壓力成比例，而氣缸壓力基本上與進氣閥門6上游的空燃混合物的壓力匹配，即，與進氣管道壓力Pm匹配。當未供應EGR氣體時，僅有新鮮空氣充氣到氣缸中，所以可以在此時通過進氣管道壓力Pm的一階函數式表示氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air，因此表示了此時的發(fā)動機負荷因子KL。即，可以容易地和準確地獲得發(fā)動機負荷因子KL。
然而，當供應EGR氣體時，情況完全不同。氣缸不僅充氣了新鮮空氣，還充氣了EGR氣體。因此，在前文中，認為氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air或發(fā)動機負荷因子KL不能由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示。如果可以由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr，則可以由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示氣缸充氣氣體量Mc。考慮到這一事實，即氣缸充氣氣體量Mc是氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air與氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr的和，當EGR氣體通過進氣管道壓力Pm的一階函數式供應時，可以表示氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air或發(fā)動機負荷因子KL。
然而，在前文中，認為氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr也不能由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示。這將通過參考圖12和圖31進行解釋。首先，如上文所解釋的，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(g/sec)由式(17)表示，而函數Φ(Pm/Pe)由式(18)表示。
這里，如果為了簡化計算將排氣壓力Pe當作大氣壓力Pa，則由式(17)表示的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr變?yōu)槿鐖D31所示。即，當進氣管道壓力Pm小時，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr保持基本恒定，如果進氣管道壓力Pm變高，則其朝向大氣壓力Pa減小，且呈現出相對于進氣管道壓力Pm的非線性，如圖31中的NR所示。應當注意，非線性部分NR是由于式(17)中的 部分和函數Φ(Pm/Pe)引起的。
因此，認為EGR控制閥門通過氣體流動速率megr，特別是非線性部分NR，不能由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示。當然，如果使用了相當大量的一階函數式，則考慮EGR控制閥門通過氣體流動速率megr可以由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示。然而，在該情況中，不能再認為發(fā)動機負荷因子KL是易于獲得的。
然而，據本發(fā)明人所述，發(fā)現可以由進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示EGR控制閥門通過氣體流動速率megr，并且因此可以由進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air或發(fā)動機負荷因子KL。即，首先，如圖32所示，相對于進氣管道壓力Pm的增加，排氣溫度Te相比于排氣壓力Pe增加得更多，結果可以由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示 而且，函數Φ(Pm/Pe)也可以由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示。這將通過參考圖33A和圖33B進行解釋?？紤]到這一事實，即排氣壓力Pe不會保持在恒定的大氣壓力Pa，而是根據進氣管道壓力Pm發(fā)生波動，如圖33A所示，當進氣管道壓力Pm是Pm1時，函數Φ(Pm/Pe)并未處于匯聚到大氣壓力Pa的曲線Ca上，而是處于匯聚到排氣壓力Pe1的曲線C1上。這由圖線(o)表示。同樣地，當Pm＝Pm2(＞Pm1)時，Φ(Pm/Pe)處于匯聚到排氣壓力Pe2(＞Pe1)的曲線C2上，而當Pm＝Pm3(＞Pm2)時，Φ(Pm/Pe)處于匯聚到排氣壓力Pe3(＞Pe2)的曲線C3上。
這樣獲得的圖線，如圖33B所示，可以由線L2連接起來。因此，當進氣管道壓力Pm小時，函數Φ(Pm/Pe)可以由對應于線L1的進氣管道壓力Pm的一階函數式表示，并且當進氣管道壓力Pm大時，函數Φ(Pm/Pe)可以由對應于線L2的進氣管道壓力Pm的一階函數式表示，因此函數Φ(Pm/Pe)可由進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示。即，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr可以由進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示。
這里，在穩(wěn)定狀態(tài)操作時，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(g/sec)和氣缸入流EGR氣體流動速率mc-egr(g/sec)是相等的。而且，通過使氣缸入流EGR氣體流動速率mc-egr與所需用于每個氣缸的一個進氣沖程的時間Δt(sec)(即，通過使所需用于內燃機的一個周期的時間除以氣缸的數目而獲得的時間)相乘，獲得了氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr。這樣，可以由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸EGR氣體量Mc-egr。
因此，穩(wěn)定狀態(tài)操作且供應EGR氣體時的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air或發(fā)動機負荷因子KL可以由進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示。
如果使供應EGR氣體時的發(fā)動機負荷因子KL是KLon，圖34示出了進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式，其表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時(發(fā)動機速度NE和EGR開度θe保持恒定時)的發(fā)動機負荷因子KL。如圖34所示，發(fā)動機負荷因子KLon由具有不同梯度的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示，其在連接點CP處連接。即，當進氣管道壓力Pm小時，發(fā)動機負荷因子KLon由具有梯度e1的一階函數式表示，當進氣管道壓力Pm高時，發(fā)動機負荷因子KLon由具有梯度e2的一階函數式表示。
這里，如果兩個一階函數式的梯度是e1和e2，并且連接點CP處的進氣管道壓力和發(fā)動機負荷因子是d和r，則這兩個一階函數式可以由下式表示KLon＝e1·(Pm-d)+r ...Pm≤dKLon＝e2·(Pm-d)+r ...Pm＞d如果將它們表示在一起，則獲得了下式(43)KLon＝e·(Pm-d)+r (43)e＝e1...Pm≤de＝e2...Pm＞d在該實施例中，表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的發(fā)動機負荷因子KLon的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式以式(43)所示的形式的預先存儲在ROM 34中。通過這樣做，可以由三個參數e、d和r表示兩個一階函數式。即，可以減少所需用于表示兩個一階函數式的參數數目。基于下式計算式(43)的參數e、d和re1＝e1*·kthae2＝e2*·kthad＝d*·ktha·kpar＝r*·ktha·kpa這里，e1*和e2*是發(fā)動機周圍環(huán)境條件是預定的標準環(huán)境條件時的梯度，而d*和r*分別是發(fā)動機周圍環(huán)境條件是預定的標準環(huán)境條件時的連接點處的進氣管道壓力和發(fā)動機負荷因子?？梢允褂萌魏螚l件作為標準環(huán)境條件，但是在本實施例中，標準條件(1個大氣壓和25℃)用作標準環(huán)境條件。
另一方面，ktha表示大氣溫度修正系數，而kpa表示大氣壓力修正系數。大氣溫度修正系數ktha用于根據由大氣溫度傳感器44檢測的實際的大氣溫度修正標準環(huán)境條件下的參數e1*、e2*、d*和r*。當不需要修正時，使其為1.0。大氣壓力修正系數kpa用于根據由大氣壓力傳感器45檢測的實際的大氣壓力修正標準環(huán)境條件下的參數d*和r*。當不需要修正時，使其為1.0。
因此，考慮到這一事實，即大氣溫度修正系數ktha和大氣壓力修正系數kpa是表示實際發(fā)動機周圍環(huán)境條件的代表性值，基于該表示實際發(fā)動機周圍環(huán)境條件的代表性值，修正標準環(huán)境條件下的參數e1*、e2*、d*和r*。可替換地，還存在這樣的觀點，即基于表示實際發(fā)動機周圍環(huán)境條件的代表性值修正標準環(huán)境條件下的發(fā)動機負荷因子KLon。
另一方面，考慮到式(17)中的EGR控制閥門22的開口截面積Ae取決于EGR開度θe，并且發(fā)動機充氣效率取決于發(fā)動機速度NE，在本實施例中，參數e*(e1*、e2*)、d*和r*根據EGR開度θe和/或發(fā)動機速度NE進行設置。
更加詳細地進行解釋，如圖35A所示，當發(fā)動機速度NE低時，梯度e1*隨著發(fā)動機速度NE變高而變大，當發(fā)動機速度NE高時，梯度e1*隨著發(fā)動機速度NE變高而變小，并且隨著EGR開度θe變大而變大。而且，如圖35B所示，當發(fā)動機速度NE低時，梯度e2*隨著發(fā)動機速度NE變高而變大，當發(fā)動機速度NE高時，梯度e2*隨著發(fā)動機速度NE變高而變小，并且隨著EGR開度θe變大而變大。而且，通過實驗預先獲得梯度e1*和e2*，并且預先以如圖35C和圖35D所示的映射形式將其存儲在ROM 34中，作為發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數。
另一方面，如圖36所示，連接點CP處的進氣管道壓力d*隨著發(fā)動機速度變高而變小。通過實驗預先獲得連接點CP處的進氣管道壓力d*，并且預先以如圖36所示的映射形式將其存儲在ROM 34中，作為發(fā)動機速度NE的函數。
而且，如圖37A所示，當發(fā)動機速度NE低時，連接點CP處的發(fā)動機負荷因子r*隨著發(fā)動機速度NE變高而變大，當發(fā)動機速度NE高時，連接點CP處的發(fā)動機負荷因子r*隨著發(fā)動機速度NE變高而變小，并且隨著EGR開度θe變大而變小。通過實驗預先獲得連接點CP處的發(fā)動機負荷因子r*，并且預先以如圖37B所示的映射形式將其存儲在ROM 34中，作為發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數。
因此，一般說來，針對多個不同的EGR開度θe，預先獲得并存儲表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air或發(fā)動機負荷因子KLon的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式。而且，針對多個不同的發(fā)動機速度NE，預先獲得并存儲表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air或發(fā)動機負荷因子KLon的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式。
圖38示出了進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式的示例，其示出了在恒定發(fā)動機速度NE和多個EGR開度θe下的穩(wěn)定狀態(tài)操作時的發(fā)動機負荷因子KLon。應當注意，圖38中的虛線示出了未供應EGR氣體時，即EGR開度θe為0時的發(fā)動機負荷因子KLoff。
另一方面，如上文所解釋的，未供應EGR氣體時的發(fā)動機負荷因子KLoff可以由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示。圖39示出了表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時(例如，當發(fā)動機速度NE保持恒定時)的發(fā)動機負荷因子KLoff的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式的示例。在該實施例中，如圖39所示，發(fā)動機負荷因子KLoff由具有不同梯度的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示，并且其在連接點CP處連接。即，當進氣管道壓力Pm低時，發(fā)動機負荷因子KLoff由具有梯度a1的一階函數式表示，當進氣管道壓力Pm高時，發(fā)動機負荷因子KLoff由具有梯度a2的一階函數式表示。
這里，如果使該兩個一階函數式的梯度是a1和a2，并且使連接點CP處的進氣管道壓力和發(fā)動機負荷因子是d和c，則這兩個一階函數式可以由下式表示KLoff＝a1·(Pm-d)+c ...Pm≤dKLoff＝a2·(Pm-d)+c ...Pm＞d如果將它們表示在一起，則獲得了下式(44)KLoff＝a·(Pm-d)+c (43)a＝a1...Pm≤da＝a2...Pm＞d在本實施例中，表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的發(fā)動機負荷因子KLoff的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式以式(44)所示的形式的預先存儲在ROM 34中。應當注意，該情況中的連接點CP處的進氣管道壓力d與關于上文提及的發(fā)動機負荷因子KLon的連接點CP處的進氣管道壓力d相同。因此，可以進一步減少參數數目。當然，也可以使連接點CP處的進氣管道壓力不同?；谙率接嬎阍撌?44)的參數a和ra1＝a1*·kthaa2＝a2*·kthac＝c*·ktha·kpa這里，a1*和a2*是發(fā)動機周圍環(huán)境條件是上文提及的標準環(huán)境條件，即標準條件時的梯度，而c*是發(fā)動機周圍環(huán)境條件是上文提及的標準環(huán)境條件，即標準條件時的發(fā)動機負荷因子。
因此，如果考慮到大氣溫度修正系數ktha和大氣壓力修正系數kpa是表示實際發(fā)動機周圍環(huán)境條件的代表性值，基于該表示實際發(fā)動機周圍環(huán)境條件的代表性值，修正標準環(huán)境條件下的參數a1*、a2*和c*。可替換地，還存在這樣的觀點，即基于表示實際發(fā)動機周圍環(huán)境條件的代表性值修正標準環(huán)境條件下的發(fā)動機負荷因子KLoff。
另一方面，考慮到這一事實，即發(fā)動機充氣效率取決于發(fā)動機速度NE，在本實施例中，參數a*(a1*、a2*)和c*根據發(fā)動機速度NE進行設置。
更加具體地進行解釋，如圖40A所示，當發(fā)動機速度NE低時，梯度a1*隨著發(fā)動機速度NE變高而變大，當發(fā)動機速度NE高時，梯度a1*隨著發(fā)動機速度NE變高而變小。而且，如圖40B所示，當發(fā)動機速度NE低時，梯度a2*隨著發(fā)動機速度NE變高而變大，當發(fā)動機速度NE高時，梯度a2*隨著發(fā)動機速度NE變高而變小。通過實驗預先獲得這些梯度a1*和a2*，并且預先以如圖40A和圖40B所示的映射形式將其存儲在ROM 34中，作為發(fā)動機速度NE的函數。
另一方面，如圖41所示，當發(fā)動機速度NE低時，連接點CP處的發(fā)動機負荷因子c*隨著發(fā)動機速度NE變高而變大，當發(fā)動機速度NE高時，連接點CP處的發(fā)動機負荷因子c*隨著發(fā)動機速度NE變高而變小。通過實驗預先獲得連接點CP處的發(fā)動機負荷因子c*，并且預先以如圖41所示的映射形式將其存儲在ROM 34中，作為發(fā)動機速度NE的函數。
因此，一般說來，針對多個不同的發(fā)動機速度NE，預先獲得并存儲表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air或發(fā)動機負荷因子KLoff的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式。這樣，如果通過例如壓力傳感器39檢測進氣管道壓力Pm，則可以使用上式(43)或(44)，由檢測到的進氣管道壓力Pm準確地且簡單地獲得發(fā)動機負荷因子KLon或KLoff，并且因此可以使空燃比準確地且簡單地匹配于目標空燃比。
通過這種方法由進氣管道壓力Pm的一階函數式表示發(fā)動機負荷因子KLon和KLoff意味著，可以準備表示發(fā)動機負荷因子KLon和KLoff同進氣管道壓力Pm之間的關系的映射。因此，首先，消除了準備映射的勞動。而且，其意味著不需要解復雜的微分方程等等。因此，可以減輕CPU 35的計算負荷。
然而，如通過參考式(25)所將理解的，發(fā)動機負荷因子KL可被認為表示氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air。這里，如果考慮這一事實，在未供應EGR氣體時僅有新鮮空氣充氣到氣缸中，則未供應EGR氣體時的發(fā)動機負荷因子KLoff可被認為表示此時充氣到氣缸中的氣體總量，即，此時的氣缸充氣氣體量Mc。
這里，如果考慮這一事實，氣缸充氣氣體量Mc在供應EGR氣體時和未供應EGR氣體時之間不會發(fā)生變化，則未供應EGR氣體時的發(fā)動機負荷因子KLoff可被認為不僅表示未供應EGR氣體時的氣缸充氣氣體量Mc，也表示供應EGR氣體時的氣缸充氣氣體量Mc。
另一方面，事實是，穩(wěn)定狀態(tài)操作且供應EGR氣體時的氣缸充氣新鮮空氣量Mc-air由上文解釋的發(fā)動機負荷因子KLon表示。因此，通過使未供應EGR氣體時的發(fā)動機負荷因子KLoff減去供應EGR氣體時的發(fā)動機負荷因子KLon而獲得的結果ΔKL(＝KLoff-KLon)表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr。
更加具體地對其進行解釋，例如，如圖42所示，當Pm＝Pm1、KLoff＝KLoff1且KLon＝KLon1時，穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr由ΔKL(＝KLoff1-KLon1)表示。
因此，基于下式(45)可以計算穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egrMc-egr＝kegr1·ΔKL (45)
這里，kegr1表示從發(fā)動機負荷因子KL到氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr的轉換系數，而KLoff和KLon表示由上式(43)和(44)計算的發(fā)動機負荷因子。
因此，如果通過上面的計算式計算進氣管道壓力Pm或者通過壓力傳感器檢測進氣管道壓力Pm，則可以使用上式(45)，由進氣管道壓力Pm，準確地且簡單地獲得穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr。
然而，如上文所解釋的，在穩(wěn)定狀態(tài)操作時，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr和氣缸進氣EGR氣體量mc-egr是相等的，并且氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr由氣缸進氣EGR氣體量mc-egr與Δt(sec)的乘積表示(Mc-egr＝mc-egr·Δt)。因此，上述的差ΔKL表示穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。
在本實施例中，基于下式(46)計算穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megrmegr＝kegr2·ΔKL (46)這里kegr2表示從發(fā)動機負荷因子KL到EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的轉換系數，而KLoff和KLon表示由上式(43)和(44)計算的發(fā)動機負荷因子。
如迄今為止所解釋的，使用上式(46)計算穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。然而，使用該式(46)還可以計算瞬間操作時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。即，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr很大程度上取決于EGR控制閥門22上游和下游之間的壓力差，即，排氣壓力Pe和進氣管道壓力Pm之間的差。如果考慮到這一事實，即瞬間操作時的EGR控制閥門22上游的排氣壓力Pe和排氣溫度Te不會與穩(wěn)定狀態(tài)操作時的排氣壓力Pe和排氣溫度Te不同，不論是穩(wěn)定狀態(tài)操作還是瞬間操作，如果確定了進氣管道壓力Pm，也就確定了EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。
因此，可以使用上式(46)，由進氣管道壓力Pm，準確地且簡單地獲得穩(wěn)定狀態(tài)操作和瞬間操作時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。在該情況中，由穩(wěn)定狀態(tài)操作時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr可以計算穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr，并且使用上式(45)由差ΔKL也可以計算穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr。
圖43示出了在上面的實施例中用于計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的程序。該程序通過每個預定設置時刻的中斷而執(zhí)行。
參考圖43，首先，在步驟100中，讀入進氣管道壓力Pm、發(fā)動機速度NE和EGR開度θe。下一步，在步驟101中，計算大氣溫度修正系數ktha和大氣壓力修正系數kpa。下一步，在步驟102中，由圖36、圖37B和圖41的映射計算標準環(huán)境條件下的連接點CP處的進氣管道壓力d*以及發(fā)動機負荷因子c*和r*。下一步，在步驟103中，通過由ktha和kpa修正d*、c*和r*，計算參數d、c和r。下一步，在步驟104中，判斷檢測到的進氣管道壓力Pm是否小于或等于連接點處的進氣管道壓力d。當Pm≤d時，下一步，該程序前進至步驟105，其中由圖35C和圖40A的映射計算a1*和e1*。下一步，在步驟106中，使梯度a*和e*是a1*和e1*。下一步，該程序前進至步驟109。與此相反，當Pm＞d時，下一步，該程序前進至步驟107，其中由圖35D和圖40B的映射計算a2*和e2*。下一步，在步驟108中，使梯度a*和e*是a2*和e2*。下一步，該程序前進至步驟109。
在步驟109中，通過由ktha和kpa修正a*和e*，計算參數a和e。下一步，在步驟110中，基于式(44)計算發(fā)動機負荷因子KLoff(KLoff＝a·(Pm-d)+c)。下一步，在步驟111中，基于式(43)計算發(fā)動機負荷因子KLon(KLon＝e·(Pm-d)+r)。下一步，在步驟112中，計算差ΔKL(ΔKL＝KLoff-KLon)。下一步，在步驟113中，基于式(45)計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(megr＝kegr2·ΔKL)。
在上面的實施例中，發(fā)動機負荷因子KLoff和Klon中的每一個均由兩個一階函數式表示。然而，還可以由n個m階函數式表示發(fā)動機負荷因子KLoff和KLon(n，m＝1，2，...)。
因此，在上面的實施例中，穩(wěn)定狀態(tài)操作且未供應EGR氣體時的氣缸充氣新鮮空氣量或發(fā)動機負荷因子KLoff由被定義為進氣管道壓力Pm的函數式的第一函數式表示，并且該第一函數式是預先獲得并存儲的，穩(wěn)定狀態(tài)操作且供應EGR氣體時的氣缸充氣新鮮空氣量或發(fā)動機負荷因子KLon由被定義為進氣管道壓力Pm的函數式的第二函數式表示，并且該第二函數式是預先獲得并存儲的，使用該第一函數式和第二函數式，由所獲得的進氣管道壓力Pm計算氣缸充氣新鮮空氣量或發(fā)動機負荷因子KLoff和KLon，計算算得的氣缸充氣新鮮空氣量或者發(fā)動機負荷因子KLoff和KLon的差ΔKL，并且基于差ΔKL計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。
而且，一般說來，穩(wěn)定狀態(tài)操作且未供應EGR氣體時的氣缸充氣新鮮空氣量或發(fā)動機負荷因子KLoff同穩(wěn)定狀態(tài)操作且供應EGR氣體時的氣缸充氣新鮮空氣量或發(fā)動機負荷因子KLon之間的差ΔKL由進氣管道壓力Pm的函數式表示，并且該函數式是預先獲得并存儲的，使用該函數式由所獲得進氣管道壓力Pm計算差ΔKL，并且基于差ΔKL計算穩(wěn)定狀態(tài)操作和瞬間操作時的EGR控制閥門通過氣體量megr和穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr。
下面，將解釋本發(fā)明的另一實施例。使用表示KLoff和KLon的式(44)和(43)，上文提及的差ΔKL可以表示為如下式(47)所示ΔKL＝KLoff-KLon＝(a-e)·(Pm-d)+(c-r)(47)
這里，如果將(a-e)替換為h，并且將(c-r)替換為i，則式(47)變?yōu)橄率溅L＝h·(Pm-d)+i (48)h＝h1...Pm≤dh＝h2...Pm＞d因此，如圖44所示，差ΔKL由具有不同梯度的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式表示，并且其在連接點CP處連接。即，當進氣管道壓力Pm低時，差ΔKL由具有梯度h1的一階函數式表示，當進氣管道壓力Pm高時，差ΔKL由具有梯度h2的一階函數式表示。
在本實施例中，表示差ΔKL的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式以式(48)所示的形式的預先存儲在ROM 34中。通過這樣做，可以進一步減少參數數目?；谙率接嬎闶?48)中的參數h、d和ih1＝h1*·kthah2＝h2*·kthai＝i*·ktha·kpa這里，h1*和h2*是發(fā)動機周圍環(huán)境條件是標準環(huán)境條件時的梯度，而i*是發(fā)動機周圍環(huán)境條件是標準環(huán)境條件時的連接點CP處的差。這些參數h1*、h2*和i*是通過實驗預先獲得的，并且預先以如圖45A、圖45B和圖45C所示映射形式存儲在ROM 34中，作為發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數。應當注意，參數d與上面的實施例相似，因此將省略對其的解釋。
因此，一般說來，針對多個不同的EGR開度θe，預先獲得并存儲表示差ΔKL的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式。而且，針對多個不同的發(fā)動機速度NE，預先獲得并存儲表示差ΔKL的進氣管道壓力Pm的兩個一階函數式。
圖46示出了在上文解釋的本發(fā)明的另一實施例中的用于計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的程序。該程序通過每個預定設置時刻的中斷而執(zhí)行。
參考圖46，首先，在步驟120中，讀入進氣管道壓力Pm、發(fā)動機速度NE和EGR開度θe。下一步，在步驟121中，計算大氣溫度修正系數ktha和大氣壓力修正系數kpa。下一步，在步驟122中，由圖36和圖45C的映射計算標準環(huán)境條件下的連接點CP處的進氣管道壓力d*和差i*。下一步，在步驟123中，通過由ktha和kpa修正d*和i*，計算參數d和i。下一步，在步驟124中，判斷檢測到的進氣管道壓力Pm是否小于或等于連接點處的進氣管道壓力d。當Pm≤d時，下一步，該程序前進至步驟125，其中由圖45A的映射計算h1*。下一步，在步驟126中，使梯度h*是h1*。下一步，該程序前進至步驟129。與此相反，當Pm＞d時，下一步，該程序前進至步驟127，其中由圖45B的映射計算h2*。下一步，在步驟128中，使梯度h*是h2*。下一步，該程序前進至步驟129。
在步驟129中，通過由ktha和kpa修正h*，計算參數h。下一步，在步驟130中，基于式(48)計算差ΔKL(ΔKL＝h·(Pm-d)+i)。下一步，在步驟131中，基于式(46)計算EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(megr＝kegr2·ΔKL)。這里，將簡單地解釋EGR開度θe。如上文所解釋的，EGR開度由EGR控制閥門22的步進電極的步數STP表示。即，如果步數變?yōu)?，則EGR控制閥門22關閉。如果步數STP變大，則EGR開度也變大。
然而，事實上，即使步數STP從0變大，如圖47所示，EGR控制閥門22也將不會立刻開啟。如果步數STP超過STP1，則EGR控制閥門22終于開啟。因此，有必要用步數STP準確減去STP1(STP-STP1)來表示EGR開度θe。而且，EGR控制閥門22通常包括制造誤差，因此實際的關于步數STP的EGR開度θe有可能從正常的開度變?yōu)殛P閉。因此，在圖1所示的內燃機中，獲得了用于使實際EGR開度同正常開度匹配的修正系數kg，并且該修正系數kg加入到步驟STP中。
因此，EGR開度θe由下式表示θe＝STP-STP0+kg其中，STP0是在圖的公差的中心部分中EGR控制閥門22開始開啟的點處的步數。在該實施例中，這樣計算的EGR開度θe用作映射的變元。
然而，可以進一步修正通過上面的方法計算的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr，或者進一步修正考慮了排氣溫度Te的穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr。
解釋修正EGR控制閥門通過氣體流動速率megr的情況，該情況中的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr由，例如，下式表示megr＝megr·kwu·krtd·kinc這里，kwu表示預熱修正系數，krtd表示延滯修正系數，而kinc表示增加修正系數。
預熱修正系數kwu用于修正預熱操作時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。即，在預熱操作時，相比于預熱操作完成之后，排氣溫度Te變低。由于該量，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr(g/sec)變大。使用式(43)和(44)或者式(48)計算的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr是預熱操作結束之后的EGR控制閥門通過氣體流動速率。有必要對其進行修正。
如圖48A所示，預熱修正系數kwu在表示預熱程度的發(fā)動機冷卻水溫度THW變高時變低，并且在表示預熱完成的上述溫度TWU之后保持在1.0。預熱修正系數kwu以圖48A所示的映射的形式預先存儲在ROM 34中。另一方面，延滯修正系數krtd修正點火正時被推遲時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。即，當點火正時被推遲時，與點火正時未被推遲時相比，排氣溫度Te變高。由于該量，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr實際上變小。
如圖48B所示，延滯修正系數krtd在延滯RTD為0時是1.0，并且隨著延滯RTD的變大而變小。該延滯修正系數krtd以如圖48B所示的映射形式預先存儲在ROM 34中。
而且，增加修正系數kinc用于修正燃料噴射量增加時的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。即，當燃料噴射量增加時，與未增加燃料噴射量時相比，排氣溫度Re變低。由于該量，EGR控制閥門通過氣體流動速率megr實際上變大。如圖48C所示，增加修正量Finc為0時的增加修正系數kinc是1.0，并且隨著增加修正量Finc變大而變大。該增加修正系數kinc以圖48C所示的映射的形式預先存儲在ROM 34中。通過這樣做，可以獲得具有進一步的較高精確度的EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。
應當注意，還可以預先獲得點火正時未被推遲或者燃料噴射量未增加時的排氣溫度Te，作為發(fā)動機操作狀態(tài)的函數(例如，發(fā)動機速度NE和所需負荷L)，檢測或估計實際的排氣溫度Te，并且基于點火正時未被推遲或者燃料噴射量未增加時的排氣溫度Te同實際排氣溫度Te之間的差，修正EGR控制閥門通過氣體流動速率megr。對穩(wěn)定狀態(tài)操作時的氣缸充氣EGR氣體量Mc-egr執(zhí)行同樣的操作，因此將省略對其的解釋。
在圖1所示的內燃機中，如上文所解釋的，EGR控制閥門22下游的EGR通道21分開并且連接到不同的氣缸的進氣管12。在該設置中，為了抑制送入氣缸的EGR氣體量的波動，如圖49所示，可以在EGR控制閥門22下游的EGR通道21中提供縮頸23。
在該情況中，首先，在穩(wěn)定狀態(tài)操作時，被定義為通過縮頸的EGR氣體流動速率的縮頸通過氣體流動速率mchk(g/sec)同EGR控制閥門通過氣體流動速率megr匹配。因此，如由迄今為止的描述所解釋的，可以基于差ΔKL計算穩(wěn)定狀態(tài)操作時的縮頸通過氣體流動速率mchk。應當注意，縮頸通過氣體流動速率mchk表示流入進氣管道部分的EGR氣體的流動速率。
另一方面，在瞬間操作時，縮頸通過氣體流動速率mchk沒有必要與EGR控制閥門通過氣體流動速率megr匹配。然而，當從EGR控制閥門22到縮頸23的EGR通道21的容積是相對小的時候，mchk通常與megr匹配。因此，當從EGR控制閥門22到縮頸23的EGR通道21的容積是相對小的時候，不論是在穩(wěn)定狀態(tài)操作還是瞬間操作時，均可以基于差ΔKL計算縮頸通過氣體流動速率mchk。
在上文解釋的本實施例中，例如，通過使用計算模型估計的進氣管道壓力Pm或者由壓力傳感器39檢測的進氣管道壓力Pm，計算發(fā)動機負荷因子KLon和KLoff或者差ΔKL。然而，例如，還可以基于節(jié)氣閥門開度或者配置在節(jié)氣閥門17上游的進氣管14中的空氣流量計的輸出，估計進氣管道壓力Pm，并且由估計的進氣管道壓力Pm計算發(fā)動機負荷因子KL。這里，當基于節(jié)氣閥門開度估計進氣管道壓力Pm時，預先獲得了作為節(jié)氣閥門開度θt、發(fā)動機速度NE和EGR開度θe的函數的進氣管道壓力Pm。這以映射的形式存儲起來。
另一方面，當基于空氣流量計的輸出估計進氣管道壓力Pm時，由于空氣流量計的檢測精度等，估計的進氣管道壓力Pm有可能超過進氣管道壓力Pm可采用的最大壓力Pmmax。在其中Pm＞Pmmax的區(qū)域中，如圖50B所示，有時，由上式(43)表示的發(fā)動機負荷因子KLon變得甚至大于由式(44)表示的發(fā)動機負荷因子KLoff。在該情況中，差ΔKL變?yōu)樨撝怠＜?，如果估計的進氣管道壓力Pm超過最大壓力Pmmax，則有可能不再能夠準確地計算差ΔKL。
因此，如圖50A所示，在其中Pm＞Pmmax的區(qū)域中，如果使差ΔKL保持在恒定的值ΔKLC，則可以消除此不便。即，當估計的進氣管道壓力Pm超過最大壓力Pmmax時，可以繼續(xù)準確地計算差ΔKL。
然而，如圖51A和圖51B所示，已知一種內燃機，其中在對應于每個氣缸5的進氣管13的內部提供了一對進氣通道13a和13b，其由隔板24分開，并且在進氣通道13b的內部配置了渦流控制閥門25。
例如，在發(fā)動機低負荷操作時渦流控制閥門25關閉，并且在發(fā)動機高負荷操作時渦流控制閥門25開啟。如圖51A所示，當渦流控制閥門25開啟時，氣體從兩個進氣通道13a和13b流到氣缸5內部，并且因此有足夠的新鮮空氣供入氣缸5內部。另一方面，當渦流控制閥門25關閉時，氣體僅從進氣通道13a流入氣缸5，并且因此在氣缸5內部的氣缸軸周圍形成了渦流。
這里，如果渦流控制閥門25關閉，如上文所解釋的，氣體僅從進氣通道13a流入氣缸5，因此相比于渦流控制閥門25開啟的時候，從EGR控制閥門22到氣缸5的通路的容積變小。而且，當渦流控制閥門25關閉時，EGR通道21出口附近的氣體流動速率變快。特別地，如圖51A和51B所示，當EGR通道21在由隔板24分開的區(qū)域中連接到進氣通道13a時，渦流控制閥門25關閉時的EGR通道21出口附近的氣體流動速率的增加是大的。
這樣，當渦流控制閥門25關閉時，相比于其中渦流控制閥門25開啟的情況，從EGR控制閥門22到氣缸5的通路的容積變小，并且EGR通道21出口附近的氣體流動速率變快，因此從排氣通過EGR控制閥門22到其到達氣缸5所耗時間變短，并且促進了排氣在EGR通道21和EGR控制閥門22下游的進氣通道13a中的擴散。即，如果渦流控制閥門25關閉，則相比于渦流控制閥門25開始的時候，上述的遲滯時間Td2變短，并且上述的時間常數τ2變小。
因此，當內燃機配備有渦流控制閥門25時，在上面的實施例中，基于渦流控制閥門25開啟的狀態(tài)，通過實驗等獲得使用發(fā)動機速度NE作為變量的遲滯時間Td2和時間常數τ2的映射，并且將其存儲在ROM 34中。當渦流控制閥門25開啟時，使用基于發(fā)動機速度NE由該映射獲得的遲滯時間Td2和時間常數τ2用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr。
這里，遲滯時間Td2和時間常數τ2的映射采用諸如圖17A和圖17B所示的形式。另一方面，當渦流控制閥門25關閉時，基于發(fā)動機速度NE由圖17A和圖17B所示的映射獲得遲滯時間Td2和時間常數τ2，并且通過使該遲滯時間Td2和時間常數τ2與小于1.0的修正系數相乘而計算的遲滯時間Td2和時間常數τ2被用于計算氣缸入流排氣流動速率megr-egr。據此，即使在內燃機配備有渦流控制閥門時，仍可以較準確地計算氣缸入流排氣流動速率。
應當注意，一般說來，該技術概念還可以同樣地應用于這樣的內燃機，其被設計為，從EGR控制閥門到進氣閥門的通道的容積可以根據發(fā)動機操作狀態(tài)變化，或者進氣通道的通路截面積可以根據發(fā)動機操作狀態(tài)變化，由此可以改變面對進氣通道打開的EGR通道出口附近的氣體流動速率。
然而，如果在配備有諸如圖51A和圖51B所示的渦流控制閥門的內燃機中關閉渦流控制閥門，如上文所解釋的，則相比于渦流控制閥門開啟的情況，從EGR控制閥門到氣缸的通路的容積變小，并且EGR通道出口附近的氣體流動速率變快，因此充氣到氣缸中的EGR氣體量變大。即，當渦流控制閥門關閉時，充氣到氣缸中的EGR氣體量變大，因此相反地，充氣到氣缸中的新鮮空氣量變小，并且因此發(fā)動機負荷因子變小。
因此，對于配備有渦流控制閥門的內燃機，對于將EGR氣體送入氣缸的情況，當利用上式(43)計算發(fā)動機負荷因子KLon時，優(yōu)選的是，考慮這一事實，即充氣到氣缸中的EGR氣體量取決于渦流控制閥門開啟或者關閉而有所不同。
因此，當內燃機配備有渦流控制閥門25時，在上面的實施例中，基于渦流控制閥門25開啟的狀態(tài)，通過實驗等獲得用于設置式(43)中使用的參數e(e1*、e2*)、d*、r*的映射，并且將其存儲在ROM 34中。當渦流控制閥門25開啟時，由這些映射獲得參數e(e1*、e2*)、d*、r*，并且基于這些參數由式(43)計算發(fā)動機負荷因子KLon。
另一方面，當渦流控制閥門25關閉時，由上面的映射獲得參數e(e1*、e2*)、d*、r*，并且基于使這些參數中的至少一個同大于1.0的修正系數相乘而計算的參數，由式(43)計算發(fā)動機負荷因子KLon。據此，即使在內燃機配備有渦流控制閥門時，仍可以較準確地計算發(fā)動機負荷因子KLon。應當注意，一般說來，該技術概念還可以同樣地應用于這樣的內燃機，其被設計為，從EGR控制閥門到進氣閥門的通道的容積可以根據發(fā)動機操作狀態(tài)變化，或者進氣通道的通路截面積可以根據發(fā)動機操作狀態(tài)變化，由此可以改變面對進氣通道打開的EGR通道出口附近的氣體流動速率。
而且，如果直接計算氣缸入流新鮮空氣流動速率，而非計算氣缸入流排氣流動速率，則在渦流控制閥門關閉且氣缸入流排氣流動速率變大時，足以能夠修正氣缸入流新鮮空氣流動速率，使之相比于渦流控制閥門開啟的情況變小。而且，在上面的實施例中，在上式(43)和(44)中，使參數d*是由式(43)和(44)中的相同映射獲得的值，但是還可以使用于式(43)中的參數d*和用于式(44)中的參數d*是由不同映射獲得的值。應當注意，總量是通過使流動速率與時間相乘獲得的，因此上面的實施例中的流動速率基本上也解釋為總量。
而且，如果將本發(fā)明應用于這樣的內燃機，則其是特別有利的，即該內燃機具有連接到進氣管(或進氣口)的EGR通道，由此通過EGR通道送入到進氣管的排氣在此處積累。
盡管通過參考被選出用于說明目的的具體實施例描述了本發(fā)明，但是本領域的技術人員應當認識到，在不偏離本發(fā)明的基本概念和范圍的前提下，可以進行許多修改。
權利要求
1.一種內燃機的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，并且該系統(tǒng)利用被定義為通過排氣流動速率控制閥門的排氣量的通過排氣量，計算被定義為流入氣缸的排氣量的氣缸入流排氣量，其中考慮到對應于通過所述排氣流動速率控制閥門的排氣到達氣缸之前所耗時間的遲滯時間，以及氣缸入流排氣量變化相對于所述通過排氣量變化的跟蹤滯后，計算氣缸入流排氣量。
2.權利要求1的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中所述跟蹤滯后是一階滯后，并且所述一階滯后的時間常數和所述遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
3.權利要求1的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，預先獲得了每個氣缸中的實際氣缸入流排氣量相對于所述計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且所述分配常數與所述計算的氣缸入流排氣量相乘，以計算每個氣缸中的氣缸入流排氣量。
4.權利要求1的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置所述跟蹤滯后和遲滯時間。
5.權利要求1的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
6.權利要求1的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，可以改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
7.權利要求1的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從所述排氣流動速率控制閥門到所述進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變所述進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，預先獲得并存儲了以下所述的函數式，該函數式通過進氣通道中的壓力以及所述進氣通道中除了壓力以外的參數的函數表示通過排氣量，利用該函數式，由進氣通道中的壓力計算通過排氣量，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，改變進氣通道中除了壓力以外的參數。
8.一種內燃機的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，該系統(tǒng)利用改變所述通過排氣量的參數，計算被定義為通過排氣流動速率控制閥門的排氣量的所述通過排氣量，并且該系統(tǒng)利用所述計算的通過排氣量，計算被定義為流入氣缸的排氣量的氣缸入流排氣量，其中讀入所述參數值，在所述讀取的值中反映了對應于通過所述排氣流動速率控制閥門的排氣到達氣缸之前所耗時間的遲滯時間，以及氣缸入流排氣量變化相對于通過排氣量變化的跟蹤滯后，并且利用反映了遲滯時間和跟蹤滯后的該讀取值，計算通過排氣量。
9.權利要求8的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中所述跟蹤滯后是一階滯后，并且所述一階滯后的時間常數和所述遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
10.權利要求8的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，預先獲得每個氣缸中的實際氣缸入流排氣量相對于所述計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且所述分配常數與所述計算的氣缸入流排氣量相乘，以計算每個氣缸中的氣缸入流排氣量。
11.權利要求8的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置所述跟蹤滯后和遲滯時間。
12.權利要求8的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
13.權利要求8的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，其中通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
14.一種內燃機的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，該系統(tǒng)利用被定義為通過所述排氣流動速率控制閥門的排氣量的通過排氣量，計算被定義為流入進氣通道的排氣量的進氣通道入流排氣量，其中考慮到對應于通過所述排氣流動速率控制閥門的排氣到達進氣通道之前所耗時間的遲滯時間、以及進氣通道入流排氣量變化相對于所述通過排氣量變化的跟蹤滯后，計算進氣通道入流排氣。
15.權利要求14的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中所述跟蹤滯后是一階滯后，并且所述一階滯后的時間常數和遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
16.權利要求14的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，所述排氣再循環(huán)通道連接到進氣通道，該進氣通道連接到每個氣缸，預先獲得了針對連接到每個氣缸的進氣通道氣缸的實際進氣通道入流排氣量相對于所述計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且所述分配常數與所述計算的進氣通道入流排氣量相乘，以計算連接到每個氣缸的進氣通道中的進氣通道入流排氣量。
17.權利要求14的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置所述跟蹤滯后和遲滯時間。
18.權利要求14的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
19.權利要求14的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積或者所述氣體流動速率的一個，改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
20.權利要求14的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從所述排氣流動速率控制閥門到所述進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變所述進氣通道的通路截面積，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，預先獲得并存儲了以下所述的函數式，該函數式通過進氣通道中的壓力以及所述進氣通道中除了壓力以外的參數的函數表示通過排氣量，利用該函數式，由進氣通道中的壓力計算通過排氣量，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，改變進氣通道中除了壓力以外的參數。
21.一種內燃機的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，該系統(tǒng)利用改變通過排氣量的參數，計算被定義為通過排氣流動速率控制閥門的排氣量的所述通過排氣量，并且該系統(tǒng)利用所述計算的通過排氣量，計算被定義為流入進氣通道的排氣量的進氣排氣量，其中讀入所述參數值，在所述讀取的值中反映了對應于通過排氣流動速率控制閥門的排氣到達氣缸之前所耗時間的遲滯時間、以及氣缸入流排氣量變化相對于所述通過排氣量變化的跟蹤滯后，并且利用反映了遲滯時間和跟蹤滯后的該讀取的值，計算通過排氣量。
22.權利要求21的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中所述跟蹤滯后是一階滯后，并且所述一階滯后的時間常數和遲滯時間根據發(fā)動機速度變化。
23.權利要求21的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，所述排氣再循環(huán)通道連接到進氣通道，該進氣通道連接到每個氣缸，預先獲得了針對連接到每個氣缸的進氣通道的實際進氣通道入流排氣量相對于所述計算的氣缸入流排氣量的比，作為分配常數，并且所述分配常數與所述計算的進氣通道入流排氣量相乘，以計算連接到每個氣缸的進氣通道中的進氣通道入流排氣量。
24.權利要求21的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有多個氣缸，并且針對每個氣缸設置所述跟蹤滯后和遲滯時間。
25.權利要求21的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中內燃機配備有進氣閥門，其具有可變關閉正時，并且根據進氣閥門的該關閉正時，改變所述跟蹤滯后的設置和所述遲滯時間的設置。
26.權利要求21的進氣通道入流排氣量計算系統(tǒng)，其中通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變從排氣流動速率控制閥門到進氣閥門的通道容積、或者通過根據發(fā)動機操作狀態(tài)改變進氣通道的通路截面積這兩種方式中的一種，可以改變面對進氣通道打開的排氣再循環(huán)通道的開口附近的氣體流動速率，并且根據所述通道容積和所述氣體流動速率中的一個，改變跟蹤滯后的設置和遲滯時間的設置。
全文摘要
一種內燃機的氣缸入流排氣量計算系統(tǒng)，該內燃機配備有進氣通道、排氣通道、連接進氣通道和排氣通道的排氣再循環(huán)通道、和配置在排氣再循環(huán)通道中用于控制流入排氣再循環(huán)通道的排氣流動速率的排氣流動速率控制閥門，并且該系統(tǒng)利用被定義為通過排氣流動速率控制閥門的排氣量的通過排氣量，計算被定義為流入氣缸的排氣量的氣缸入流排氣量，其中考慮到對應于通過排氣流動速率控制閥門的排氣到達氣缸之前所耗時間的遲滯時間、以及氣缸入流排氣量變化相對于通過排氣量變化的跟蹤滯后，計算氣缸入流排氣量。
文檔編號F02D21/08GK1729357SQ200380106620
公開日2006年2月1日 申請日期2003年12月11日 優(yōu)先權日2002年12月17日
發(fā)明者小林大介, 武藤晴文, 江原雅人, 加古純一 申請人:豐田自動車株式會社