JP7696142B2 - エンジンの筒内状態量予測装置及び筒内状態量予測方法 - Google Patents

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特許法第３０条第２項適用 令和３年８月６日 ウェブサイト「ｈｔｔｐｓ：／／ｊｏｕｒｎａｌｓ．ｓａｇｅｐｕｂ．ｃｏｍ／ｄｏｉ／１０．１１７７／１４６８０８７４２１１０３６８３８」における公開

本発明は、エンジンの筒内状態量予測装置及び筒内状態量予測方法に関する。

従来、エンジンの燃費の向上や排気ガス性能の向上を目的として、エンジンの燃焼などを的確にコントロールすべく、エンジンの筒内の燃焼状態を精度良く予測するための技術が提案されている。例えば、特許文献１には、圧縮自己着火式エンジンに関して、線形パラメータモデルを用いて筒内（燃焼室内）の状態量を推定することで、演算負荷の抑制と推定精度向上を図った技術が開示されている。

特開２０１８－２０００２６号公報

近年では、低排出ガスで高い熱効率を実現するエンジンとして、予混合圧縮着火（ＨＣＣＩ：Homogeneous-Charge Compression Ignition）燃焼を行うものが注目されている。ＨＣＣＩ燃焼のような圧縮着火燃焼では、燃焼反応が筒内状態量やガス組成に強く影響される一方、火花点火エンジンにおける点火プラグやディーゼルエンジンにおける燃料噴射装置のように燃焼開始を直接制御する手段がないため、燃焼制御が難しい。そこで、排気ガス再循環（ＥＧＲ）を利用して、所望の燃焼反応が得られるように筒内状態を制御することが行われている。ＥＧＲを効率的に利用するには、例えば吸気行程において吸気バルブと共に排気バルブも開くいわゆる排気バルブの二度開きを行うことにより、一度シリンダから排出された排気ガスをシリンダ内に引き戻ことが考えられる（内部ＥＧＲ）。

エンジン回転数及び負荷が時々刻々と変化するエンジン運転中においてエンジンの圧縮着火燃焼を適切に制御するためには、エンジン制御モデルに基づきリアルタイムでエンジンの筒内状態量を予測し、その予測に基づきエンジンの制御を行うことが望ましい。しかしながら、上述した特許文献１のような従来の技術では、燃焼過程のモデル化に重点が置かれている一方、吸排気行程における筒内圧力を一定と仮定するなど、シリンダ内のガス交換が十分考慮されているとは言えない。したがって、例えば排気バルブの二度開きを行う場合、吸排気行程においてシリンダ内に流入する内部ＥＧＲに影響を受ける筒内状態量を短時間の計算で高精度に予測することができず、エンジン制御モデルに基づく圧縮着火燃焼の制御を行うことが難しいという課題がある。

本発明は、上述した従来技術の問題点を解決するためになされたものであり、吸排気行程におけるエンジンの筒内状態量を短時間の計算で高精度に予測することができるエンジンの筒内状態量予測装置及び筒内状態量予測方法を提供することを目的とする。

上記の目的を達成するために、本発明は、所定の運転条件において、排気行程において排気バルブが開き、吸気行程において排気バルブと吸気バルブの両方が同時に開くことにより筒内にＥＧＲを導入するエンジンの筒内状態量予測装置であって、エンジンに取り付けられ、エンジンの筒内状態量に関する物理量を計測し、計測信号を出力するように構成されたセンサと、センサから計測信号を受信し、当該計測信号に基づきエンジンの筒内状態量を算出するプロセッサと、を備え、プロセッサは、計測信号に基づき、エンジンの燃焼行程終了時における筒内状態量を設定し、燃焼行程終了時における筒内状態量に基づき、エンジンの排気行程の終了時期を含む複数の離散点のみにおける筒内状態量を算出し、排気行程の終了時期における筒内状態量に基づき、吸気行程の開始時期から終了時期までの筒内状態量を所定の計算ステップ幅で連続的に算出するように構成されている。
このように構成された本発明では、プロセッサは、排気行程については複数の離散点のみにおける筒内状態量を算出するので、排気バルブが開くだけでありシリンダに対するガスの出入りが比較的単純な排気行程については、計算精度を確保しつつ計算負荷を大きく低減することができる。また、プロセッサは、吸気行程については筒内状態量を連続的に算出するので、排気バルブと吸気バルブの両方が同時に開くためシリンダに対するガスの出入りが比較的複雑な吸気行程については、連続的な計算により所望の計算精度を得る事ができる。したがって、吸排気行程におけるエンジンの筒内状態量を、短時間の計算で高精度に予測することができる。

本発明において、好ましくは、離散点は、排気行程において排気バルブが開いた後、エンジンのシリンダと排気ポートとの圧力差が０に達したブローダウン終了時期と、ブローダウン終了時期の後、シリンダと排気ポートとの圧力差が増大し始める圧力上昇開始時期とを含む。
このように構成された本発明においては、プロセッサは、排気行程における離散点を、シリンダと排気ポートとの圧力差が０の時期に設定するので、排気ポート圧に基づきシリンダの筒内圧を推定することができ、離散的な計算でも高精度で筒内状態量を予測することができる。

本発明において、好ましくは、プロセッサは、エンジンのエンジン回転数が低い程、又は、エンジンのバルブリフト量が大きい程、計算ステップ幅を小さく設定し、計算ステップ幅が所定の閾値より大きい場合、エンジンの吸気バルブ及び排気バルブを通過するガスの流れを定常流れと仮定した定常流量計算式を用いて、吸気行程における筒内状態量を算出し、計算ステップ幅が所定の閾値以下の場合、エンジンの吸気バルブ及び排気バルブを通過するガスの流れを非定常流れと仮定した非定常流量計算式を用いて、吸気行程における筒内状態量を算出する。
このように構成された本発明においては、相対的にバルブリフトが小さい場合又はエンジン回転数が高い場合、即ちエンジンの吸気ポート及び排気ポートの圧力とシリンダの筒内圧との圧力差が相対的に大きい場合には、定常流量計算式により低い計算負荷で精度よく筒内状態量を予測することができる。また、相対的にバルブリフトが大きい場合又はエンジン回転数が低い場合、即ち吸気ポート及び排気ポートの圧力とシリンダの筒内圧との圧力差が相対的に小さく、定常流量計算式では所望の計算精度が得られない場合でも、非定常流量計算式を用いることにより精度よく筒内状態量を予測できる。したがって、吸排気行程におけるエンジンの筒内状態量を、短時間の計算で高精度に予測することができる。

本発明において、好ましくは、プロセッサは、エンジンが予混合圧縮着火燃焼を行う運転条件において、エンジンの排気行程及び吸気行程における筒内状態量を算出する。
このように構成された本発明においては、予混合圧縮着火燃焼を適切に制御するために、予混合圧縮着火燃焼に大きな影響を与える吸排気行程における筒内状態量を、短時間の計算で高精度に予測することができる。

他の観点では、本発明は、所定の運転条件において、排気行程において排気バルブが開き、吸気行程において排気バルブと吸気バルブの両方が同時に開くことにより筒内にＥＧＲを導入するエンジンの筒内状態量予測方法であって、エンジンに取り付けられたセンサに、エンジンの筒内状態量に関する物理量を計測し、計測信号を出力させるステップと、プロセッサに、センサから計測信号を受信し、当該計測信号に基づきエンジンの筒内状態量を算出させるステップと、を有し、プロセッサに筒内状態量を算出させるステップは、計測信号に基づき、エンジンの燃焼行程終了時における筒内状態量を設定するステップと、燃焼行程終了時における筒内状態量に基づき、エンジンの排気行程の終了時期を含む複数の離散点のみにおける筒内状態量を算出するステップと、排気行程の終了時期における筒内状態量に基づき、吸気行程の開始時期から終了時期までの筒内状態量を所定の計算ステップ幅で連続的に算出するステップと、を含む。

本発明のエンジンの筒内状態量予測装置及びエンジンの筒内状態量予測方法によれば、吸排気行程におけるエンジンの筒内状態量を短時間の計算で高精度に予測することができる。

本発明の実施形態によるエンジンシステムの概略構成図である。 本発明の実施形態によるエンジンシステムの機能構成を示すブロック図である。 エンジンがＨＣＣＩ運転を行うときの吸気バルブ及び排気バルブのバルブプロフィールの一例を示す図である。 本発明の実施形態によるエンジンの筒内状態量予測処理のフローチャートである。 排気行程における筒内及び排気ポートの圧力プロフィールの一例を示す図である。 排気ポートの圧力脈動の一例を示す図である。 排気通路における気柱共鳴モデルの概略図である。 本発明の実施形態による筒内状態予測処理において適用される計算ステップ幅を示すマップである。 定常流量計算による各バルブの質量流量率の計算結果を例示する図である。 定常流量計算と非定常流量計算とによる各バルブの質量流量率の計算結果を例示する図である。 本発明の実施形態による筒内状態予測処理の計算結果を例示する図である。

以下、添付図面を参照して、本発明の実施形態によるエンジンの筒内状態量予測装置及び筒内状態量予測方法について説明する。

＜システム構成＞
まず、図１及び図２を参照して、本実施形態によるエンジンの筒内状態量予測装置の構成を説明する。図１は、本実施形態による筒内状態量予測装置を適用したエンジンシステムの概略構成図であり、図２は、本実施形態によるエンジンシステムの機能構成を示すブロック図である。

エンジンシステムＥは、例えば車両に搭載されている。エンジンシステムＥは、エンジン１と、エンジン１を制御する演算装置及び制御装置としてのＥＣＵ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｕｎｉｔ）１０とを備えている。

エンジン１は、４ストロークエンジンであり、吸気行程、圧縮行程、膨張行程及び排気行程を繰り返す。エンジン１は、少なくとも一部の運転領域において、ＨＣＣＩ燃焼を行うように構成されてもよい。

エンジン１は、シリンダブロック１２と、シリンダヘッド１３とを備えている。シリンダヘッド１３は、シリンダブロック１２の上に載置される。シリンダブロック１２には、複数（例えば４つ）のシリンダ１１が形成されている。

各シリンダ１１には、ピストン３が内挿されている。ピストン３は、コネクティングロッド１４を介してクランクシャフト１５に連結されている。ピストン３、シリンダ１１及びシリンダヘッド１３により、燃焼室１７が形成される。

シリンダヘッド１３には、シリンダ１１毎に、吸気ポート１８が形成されている。吸気ポート１８は、シリンダ１１内に連通している。

吸気ポート１８には、吸気バルブ２１が配設されている。吸気バルブ２１は、吸気ポート１８を開閉する。吸気バルブ２１のバルブタイミング及び／又はバルブリフトは、吸気Ｓ－ＶＴ（Sequential-Valve Timing）２３１や吸気ＣＶＶＬ（Continuously Variable Valve Lift）２３２により可変となっている。吸気Ｓ－ＶＴ２３１は、吸気カムシャフトの、クランクシャフト１５に対する回転位相を、所定の角度範囲内で連続的に変更する。吸気ＣＶＶＬ２３２は、吸気バルブ２１のリフト量を、所定の範囲内で連続的に変更できる。

また、シリンダヘッド１３には、シリンダ１１毎に、排気ポート１９が形成されている。排気ポート１９は、シリンダ１１内に連通している。

排気ポート１９には、排気バルブ２２が配設されている。排気バルブ２２は、排気ポート１９を開閉する。排気バルブ２２のバルブタイミング及び／又はバルブリフトは、排気Ｓ－ＶＴ２４１や排気ＶＶＬ（Variable Valve Lift）２４２により可変となっている。排気Ｓ－ＶＴ２４１は、排気カムシャフトの、クランクシャフト１５に対する回転位相を、所定の角度範囲内で連続的に変更する。排気ＶＶＬ２４２は、図示は省略するが、排気バルブ２２を開閉するカムを切り替え可能に構成されている。例えば、排気ＶＶＬ２４２は、第１のカムと、第２のカムと、第１のカムと第２のカムとを切り替える切り替え機構と、を有している。第１のカムは、排気行程において、排気バルブ２２を開閉するよう構成されている。第２のカムは、排気行程において、排気バルブ２２を開閉すると共に、吸気行程において、排気バルブ２２を再び開閉するよう構成されている。尚、第２のカムは、排気行程において、排気バルブ２２を開けた後、排気バルブ２２の開弁を、吸気行程まで維持するよう構成されてもよい。排気ＶＶＬ２４２は、排気バルブ２２を、第１のカムと第２のカムとのいずれか一方によって開閉することにより、排気バルブ２２のリフトを変更できる。

吸気Ｓ－ＶＴ２３１、吸気ＣＶＶＬ２３２、排気Ｓ－ＶＴ２４１、及び、排気ＶＶＬ２４２は、吸気バルブ２１及び排気バルブ２２の開閉を制御することによって、シリンダ１１内への空気の導入量、及び、既燃ガスの導入量（内部ＥＧＲの量）を調節する。

シリンダヘッド１３には、シリンダ１１毎に、インジェクタ６が取り付けられている。インジェクタ６は、シリンダ１１の中に燃料を直接噴射する。インジェクタ６には、燃料供給システム６１が接続されている。燃料供給システム６１は、燃料を貯留するよう構成された燃料タンク６３と、燃料タンク６３とインジェクタ６とを互いに連結する燃料供給路６２とを備えている。燃料供給路６２には、燃料ポンプ６５とコモンレール６４とが設けられている。燃料ポンプ６５は、コモンレール６４に燃料を圧送する。コモンレール６４は、燃料ポンプ６５から圧送された燃料を、高い燃料圧力で蓄える。インジェクタ６が開弁すると、コモンレール６４に蓄えられていた燃料が、インジェクタ６の噴口からシリンダ１１の中に噴射される。尚、燃料供給システム６１の構成は、前記の構成に限定されない。

シリンダヘッド１３には、シリンダ１１毎に、第１点火プラグ２５１及び第２点火プラグ２５２が取り付けられている。第１点火プラグ２５１及び第２点火プラグ２５２はそれぞれ、シリンダ１１の中の混合気に強制的に点火をする。尚、点火プラグは、一つでもよい。

エンジン１の一側面には吸気通路４０が接続されている。吸気通路４０は、各シリンダ１１の吸気ポート１８に連通している。シリンダ１１に導入される空気は、吸気通路４０を流れる。吸気通路４０の上流端部には、エアクリーナ４１が配設されている。エアクリーナ４１は、空気を濾過する。吸気通路４０の下流端近傍には、サージタンク４２が配設されている。サージタンク４２よりも下流の吸気通路４０は、シリンダ１１毎に分岐する独立吸気通路を構成している。独立吸気通路の下流端が、各シリンダ１１の吸気ポート１８に接続されている。

吸気通路４０におけるエアクリーナ４１とサージタンク４２との間には、スロットル弁４３が配設されている。スロットル弁４３は、弁の開度を調節することによって、シリンダ１１の中への空気の導入量を調節する。

エンジン１の他側面には、排気通路５０が接続されている。排気通路５０は、各シリンダ１１の排気ポート１９に連通している。排気通路５０は、シリンダ１１から排出された排気ガスが流れる通路である。排気通路５０の上流部分は、詳細な図示は省略するが、シリンダ１１毎に分岐する独立排気通路を構成している。独立排気通路の上流端が、各シリンダ１１の排気ポート１９に接続され、独立排気通路の下流端が、排気管集合部に接続されている。

排気通路５０には、複数の触媒コンバータを有する排気ガス浄化システムが配設されている。上流の触媒コンバータは、例えば三元触媒５１１と、ＧＰＦ（Ｇａｓｏｌｉｎｅ Ｐａｒｔｉｃｕｌａｔｅ Ｆｉｌｔｅｒ）５１２とを有している。下流の触媒コンバータは、三元触媒５１３を有している。尚、排気ガス浄化システムは、図例の構成に限定されず、例えば、ＧＰＦは省略してもよい。また、触媒コンバータは、三元触媒を有するものに限定されない。さらに、三元触媒及びＧＰＦの並び順は、適宜変更してもよい。

吸気通路４０と排気通路５０との間には、ＥＧＲ通路５２が接続されている。ＥＧＲ通路５２は、排気ガスの一部を吸気通路４０に還流させるための通路である。ＥＧＲ通路５２の上流端は、排気通路５０における上流の触媒コンバータと下流の触媒コンバータとの間に接続されている。ＥＧＲ通路５２の下流端は、吸気通路４０におけるスロットル弁４３とサージタンク４２との間に接続されている。

ＥＧＲ通路５２には、水冷式のＥＧＲクーラ５３が配設されている。ＥＧＲクーラ５３は、排気ガスを冷却する。ＥＧＲ通路５２にはまた、ＥＧＲ弁５４が配設されている。ＥＧＲ弁５４は、ＥＧＲ通路５２を流れる排気ガスの流量を調節する。ＥＧＲ弁５４の開度が調節されると、外部ＥＧＲガスの還流量が調節される。

エンジンシステムＥは、図２に示すように、エンジン１を制御する演算装置及び制御装置としてのＥＣＵ１０を備えている。ＥＣＵ１０は、周知のマイクロコンピュータをベースとするコントローラである。ＥＣＵ１０は、１つ以上のＣＰＵ（プロセッサ）１０１、各種プログラムを記憶するメモリ１０２（ＲＯＭ、ＲＡＭなど）、及び電気信号の入出力をするＩ／Ｆ回路１０３などを備えたコンピュータにより構成される。なお、ＥＣＵ１０は、本発明における「エンジンの筒内状態量予測装置」の一例に相当する。

ＥＣＵ１０には、図１及び図２に示すように、各種のセンサＳＷ１～ＳＷ１４が通信可能に接続されている。センサＳＷ１～ＳＷ１４は、信号をＥＣＵ１０へ出力する。エアフローセンサＳＷ１は、吸気通路４０におけるエアクリーナ４１の下流に配置され、吸気通路４０を流れる空気の流量を計測する。吸気温度センサＳＷ２は、吸気通路４０におけるエアクリーナ４１の下流に配置され、吸気通路４０を流れる空気の温度を計測する。吸気圧センサＳＷ３は、サージタンク４２に取り付けられ、シリンダ１１に導入される空気の圧力を計測する。筒内圧センサＳＷ４は、各シリンダ１１のシリンダヘッド１３に取り付けられ、各シリンダ１１内の圧力を計測する。水温センサＳＷ５は、エンジン１に取り付けられ、冷却水の温度を計測する。排気温度センサＳＷ６は、排気通路５０に配置され、排気通路５０を流れる排気ガスの温度を計測する。排気圧センサＳＷ７は、排気通路５０に取り付けられ、シリンダ１１から排出された排気ガスの圧力を計測する。クランク角センサＳＷ８は、エンジン１に取り付けられ、クランクシャフト１５の回転角を計測する。アクセル開度センサＳＷ９は、アクセルペダル機構に取り付けられ、アクセルペダルの操作量に対応したアクセル開度を計測する。吸気カム角センサＳＷ１０は、エンジン１に取り付けられ、吸気カムシャフトの回転角を計測する。排気カム角センサＳＷ１１は、エンジン１に取り付けられ、排気カムシャフトの回転角を計測する。吸気カムリフトセンサＳＷ１２は、エンジン１に取り付けられ、吸気バルブ２１のリフト量を計測する。リニアＯ２センサＳＷ１３は、排気通路５０に取り付けられ、排気ガス中の酸素濃度を計測する。燃圧センサＳＷ１４は、コモンレール６４に取り付けられ、インジェクタ６を通じてシリンダ１１内へ噴射される燃料の圧力を計測する。

ＥＣＵ１０は、これらのセンサＳＷ１～ＳＷ１４から入力された信号に基づき、シリンダ１１の筒内状態量を含むエンジン１の運転状態を予測、推定、判断し、各デバイスの制御量を演算する。ＥＣＵ１０は、演算した制御量に係る電気信号を、インジェクタ６、第１点火プラグ２５１、第２点火プラグ２５２、吸気Ｓ－ＶＴ２３１、吸気ＣＶＶＬ２３２、排気Ｓ－ＶＴ２４１、排気ＶＶＬ２４２、燃料供給システム６１、スロットル弁４３、及びＥＧＲ弁５４に出力する。

＜吸排気行程における筒内状態量予測＞
次に、本実施形態によるＥＣＵ１０が実行する、エンジン１の吸排気行程におけるシリンダ１１の筒内状態量予測について説明する。図３は、エンジン１がＨＣＣＩ運転を行うときの吸気バルブ２１及び排気バルブ２２のバルブプロフィールの一例を示す図である。図３において、横軸はクランク角を示し、左側の縦軸は圧力、右側の縦軸はバルブリフトを示す。本実施形態においては、燃焼行程の上死点をクランク角０［ｄｅｇ］としている。

図３に示すように、本実施形態では、排気バルブ２２の開時期（ＥＶＯ）から吸気バルブ２１の閉時期（ＩＶＣ）までを吸排気行程と定義し、ＩＶＣから次のＥＶＯまでを燃焼行程と定義している。また、吸排気行程において、ＥＶＯから、排気バルブ２２のバルブリフトが一度増大してから減少し、再度増大を開始する（即ち二度開きを開始する）時期（ＥＶＯ２）までを排気行程と定義し、ＥＶＯ２からＩＶＣまでを吸気行程と定義する。吸気行程では吸気バルブ２１が開くと共に排気バルブ２２も二度開きを行うので、排気行程で排出された排気ガスが再び排気バルブ２２を通ってシリンダ１１内に導入される。

本実施形態においてＥＣＵ１０が吸排気行程の筒内状態量予測に用いるモデルは、排気行程の離散モデルと、吸気行程の連続モデルとによって構成されている。離散モデルでは、排気行程の間に設定された離散点についてのみ筒内状態量を計算する。一方、連続モデルでは、所定の計算ステップ幅（例えばクランク角１［ｄｅｇ］）で筒内状態量を計算する。これは、排気行程では排気バルブ２２のみが開いているので、シリンダ１１に対するガスの出入りが比較的単純であり、離散点のみの計算でも必要な計算精度を得られるのに対し、吸気行程では吸気バルブ２１及び排気バルブ２２の両方が同時に開くので、シリンダ１１に対するガスの出入りが複雑であり、所望の計算精度を得るためには筒内状態量の変化を連続的に計算する必要があるからである。

図４は、本実施形態によるＥＣＵ１０が実行する筒内状態量予測処理のフローチャートである。筒内状態量予測処理は、例えば、エンジン１の各シリンダ１１の燃焼サイクル毎に、燃焼行程の終了後且つ吸排気行程の終了前に実行される。

まず、ステップＳ１において、ＥＣＵ１０は、センサＳＷ１～ＳＷ１４から各種情報を取得する。

次に、ステップＳ２において、ＥＣＵ１０は、ＥＶＯにおけるシリンダ１１の筒内状態量を設定する。具体的には、ＥＣＵ１０は、今サイクルの吸排気行程における筒内状態量を予測するための初期条件として、ＥＶＯにおけるエンジン回転数、吸気圧、排気圧、筒内圧、筒内温度、酸素質量分率を設定する。これらの数値は、例えば、ステップＳ１で取得したセンサ情報や、燃焼行程における筒内状態量を推定するための既知のモデルにより推定されたＥＶＯにおける筒内状態量に基づいて、ＥＣＵ１０が設定する。

次に、ステップＳ３において、ＥＣＵ１０は、離散モデルを用いて、排気行程の間に設定された複数の離散点のみにおける筒内状態量を計算する。

図５は、排気行程における筒内及び排気ポートの圧力プロフィールの一例を示す図である。この図５の圧力プロフィールは、筒内の燃焼反応やガスの流れを詳細に数値解析するシミュレーションツールを用いて得られたものであり、シミュレーションツールによる計算結果は実機を用いた実験により検証されている。図５に示すように、排気行程は、ＥＶＯ及びＥＶＯ２に加えて２つの離散点を設定することにより、以下の３つのサブプロセスに分割される。

（ａ）ブローダウンプロセス（ＥＶＯ～ＥＯＢ）
ＥＶＯ後にシリンダ１１から高圧・高温の排気ガスが流出するプロセスを、本実施形態ではブローダウンプロセスと呼ぶ。シリンダ１１と排気ポート１９との圧力差がほぼゼロとなるときがブローダウン終了（ＥＯＢ）である。このプロセスはシリンダ１１の壁からの熱損失があると仮定する。

（ｂ）小圧力差排気プロセス（ＥＯＢ～ＳＰＲ）
ブローダウンプロセスの後、圧力差はほぼゼロのまま維持され、その後圧力が上昇し始める。ブローダウンプロセス後圧力上昇開始（ＳＰＲ）までの期間を、小圧力差排気プロセスと呼ぶ。圧力上昇開始（ＳＰＲ）とは、ピストン３の上昇に伴い、筒内圧が排気ポート圧よりも高い圧力に上昇し始める時期のことをいう。このプロセスはシリンダ１１の壁からの熱損失があると仮定する。

（ｃ）圧力上昇排気プロセス（ＳＰＲ～ＥＶＯ２）
筒内圧が上昇した後、ピストン３が上死点に到達すると（ＥＶＯ２）、圧力差は再び小さくなる。このＳＰＲからＥＶＯ２までの期間を圧力上昇排気プロセスと呼ぶ。このプロセスもシリンダ１１の壁からの熱損失があると仮定する。

上記のＥＯＢ及びＳＰＲでは、シリンダ１１と排気ポート１９との圧力差がほぼゼロなので、排気ポート圧から筒内圧を推定できる。そこで、ＥＶＯ及びＥＶＯ２に加えてこれらＥＯＢ及びＳＰＲを離散点としている。ＥＣＵ１０は、各離散点ＥＯＢ、ＳＰＲ及びＥＶＯ２における排気ポート圧を求め、その排気ポート圧に基づき、筒内状態量として筒内圧、筒内温度及び筒内質量を計算する。

図６は、排気ポート１９の圧力脈動の一例を示す図である。排気工程では、高圧・高温の排気ガスが排気バルブ２２から流出するので、大きい脈動が発生する。そこで、シリンダ１１からの排気ガスの流出を計算するために、排気通路５０における気柱共鳴をモデル化した。図７は、排気通路における気柱共鳴モデルの概略図である。

図７に示すように、本実施形態の気柱共鳴モデルでは、排気通路５０の一方の端（シリンダ１１側）を自由端とし、他方の端（具体的には排気管集合部側）を圧力一定の固定端としている。

基本振動、３倍振動及び５倍振動を考慮すると、排気ポート１９の圧力Ｐ_expは、ＥＶＯからの経過時間ｔの関数として以下の式（１）で表される。
ここで、Ｐ_exhは排気圧（例えば排気管集合部の圧力であり、本実施形態では一定）、ΔＰ_n、ｆ_n、φ_nは、それぞれ、ｎ次モードの振幅、周波数、位相を表す。

気柱の共振周波数は、以下の式（２）で表される。

ここで，ΔＴ_nは、ＥＶＯからの温度降下と、特に排気方向の温度勾配を考慮するために必要な項を示す。ΔＴ_nは、温度降下に影響を与える３つの変数、即ちＥＶＯからＥＶＯ２までの時間ｔ_EVO-EVO2、ＥＶＯでの筒内温度Ｔ_EVO、及びＥＶＯでの筒内圧Ｐ_EVOの１次関数として以下のように記述した。

位相は、エンジン回転数Ｎ_e、Ｔ_EVO、Ｐ_EVOの３つのパラメータの関数として以下のように推定される。
これらのパラメータは、排気ガスの速度とエネルギーを考慮して選択されている。

各モードの振幅は、以下の式（５）で表される。
ここで、ｒ_nは振幅比、ΔＰ_totalは全振幅である。振幅比とは、基本波又は５倍振動の振幅と、３倍振動の振幅との比である。ｒ₁及びｒ₃は以下のように算出される。

全振幅の定義は、排気行程における｜Ｐ_exp－Ｐ_exh｜の最大値であり、以下のように予測される。
なお、上記式（３）、（４）、（６）、（７）において、α、β、γ、δは、排気行程における（Ｐ_exp－Ｐ_exh）のＦＦＴ処理結果を用いて校正した値を使用することができる。

上述した気柱共鳴モデルを用いて算出した排気ポート圧に基づき、各離散点ＥＯＢ、ＳＰＲ及びＥＶＯ２における筒内圧、筒内温度及び筒内質量を以下のように求めることができる。

ＥＯＢの筒内圧Ｐ_EOBは、
ここで、ΔＰ_EOBは例えば予め設定された値であり、例えば１ｋＰａである。また、ＥＯＢの時期を表すθ_EOBは、エンジン回転数及びＥＶＯ時の筒内圧に応じた値を予めシミュレーションツールを用いて求めておき、ルックアップテーブルとしてメモリに記憶しておいてもよく、あるいはエンジン回転数及びＥＶＯ時の筒内圧に基づきＥＣＵ１０が算出してもよい。

ＥＯＢの筒内温度Ｔ_EOBは、断熱過程に基づく温度Ｔ_{EOB_ad}から、シリンダ壁からの熱損失による温度低下分ΔＴ_EOBを差し引いて以下のように算出される。
ここで、ΔＴ_EOBは、Ｗｏｓｃｈｎｉの式（１２）で与えられる熱伝達率ｈを用いて、以下のように計算できる。

ここで、ｄ、Ｐ、Ｔ、Ｃ_mは、シリンダ径（ｍ）、筒内圧（ｋＰａ）、筒内温度（Ｋ）、サイクル平均ピストン速度（ｍ/ｓ）であるが、計算の簡略化のためＥＶＯとＥＯＢとにおけるこれらの値の平均値を用いることができる。

ＥＯＢの筒内質量ｍ_EOBは、理想気体の状態方程式により

ＳＰＲの筒内圧Ｐ_SPRは、
ここで、ＳＰＲの時期を表すθ_SPRは、排気バルブ２２のリフト量及び排気ポートの開口面積に基づき算出される筒内圧と排気ポート圧と差ΔＰ_SPRが、予め設定された値、例えば１ｋＰａとなる時期として、ベルヌーイの式等を用いて算出することができる。また、ΔＰ_SPRは上記のように予め設定された値であり、例えば１ｋＰａである。

ＳＰＲの筒内温度Ｔ_SPRは、断熱過程に基づく温度Ｔ_{SPR_ad}から、シリンダ壁からの熱損失による温度低下分ΔＴ_SPRを差し引いて以下のように算出される。

ＳＰＲの筒内質量ｍ_SPRは、理想気体の状態方程式により

ＥＶＯ２の筒内圧Ｐ_EVO2は、
ここで、ＥＶＯ２の時期を表すθ_EVO2は、エンジン回転数や負荷に基づいてＥＣＵ１０が予め設定した値である。また、ΔＰ_EVO2は、エンジン回転数や排気バルブ２２のリフト量に応じて変化する値であり、例えば予めシミュレーションツールを用いて求めておき、ルックアップテーブルとしてメモリに記憶しておいてもよく、あるいはエンジン回転数及び排気バルブ２２のリフト量に基づきＥＣＵ１０が算出してもよい。

ＥＶＯ２の筒内温度Ｔ_EVO2は、断熱過程に基づく温度Ｔ_{EVO2_ad}から、シリンダ壁からの熱損失による温度低下分ΔＴ_EVO2を差し引いて以下のように算出される。

ＥＶＯ２の筒内質量ｍ_EVO2は、理想気体の状態方程式により

さらに、ＥＣＵ１０は、ＥＶＯ２における筒内ＥＧＲ率ＥＧＲ_EVO2及び吸気ポート１８へのＥＧＲ流出質量ｍ_{EGR,inp_EVO2}も算出する。
ＥＶＯ２までの間に吸気バルブ２１から筒内に流入するガスが多いほど、ΔＥＧＲ_EVO2は大きくなる。したがって、ΔＥＧＲ_EVO2は式（２５）で表される。
ｔ_inflowは、ＩＶＯからＥＶＯ２までにおいて、算出された排気ポート圧Ｐ_expが吸気ポート圧Ｐ_int（ステップＳ２で一定値として設定）を下回っている期間である。ｔ_inflowを補正するために、エンジン回転数Ｎ_eが考慮される。エンジン回転数が高い場合、筒内圧が排気ポート圧を上回るので、ｔ_inflowを短くする必要がある。

ＥＶＯ２における吸気ポート１８へのＥＧＲ流出質量ｍ_{EGR,inp_EVO2}は、式（２６）により算出される。
Δｍ_IVO-EVO2はＩＶＯからＥＶＯ２までのシリンダ１１内の質量の絶対変化量であり、ｍａｘ（Ｌ_iv）は１サイクル中の吸気バルブ２１の最大リフト量である。吸気バルブ２１のリフト量の増加に伴いＩＶＯが進角すると、吸気バルブ２１の開弁期間が長く、開弁面積が大きくなるので、シリンダ１１からのガス流出量が多くなる。また、エンジン回転数が高い場合には、筒内圧が吸気ポート圧よりも高くなるので、ＥＧＲガスの流出量が多くなるが、流出比率はΔｍ_IVO-EVO2が大きいほど小さくなる傾向にある。これらの影響を考慮したのが式（２６）である。

ＩＶＯがＥＶＯ２よりもＳＰＲに近い場合には式（２７）を、ＥＶＯ２に近い場合には式（２８）を用いて、ｍ_IVOを求める。

図４に戻り、ステップＳ３において離散モデルを用いて排気行程の複数の離散点のみにおける筒内状態量を計算した後、ステップＳ４において、ＥＣＵ１０は、吸気行程の筒内状態量を計算するための計算ステップ幅を決定する。

図８は、本発明の実施形態による筒内状態予測処理において、吸気行程の筒内状態量を連続モデルを用いて計算する際に適用される計算ステップ幅を示すマップである。このマップにおいて、横軸は最大吸気バルブリフトを表し、縦軸はエンジン回転数を表している。

最大吸気バルブリフトが大きい程、あるいはエンジン回転数が低い程、吸気行程における吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差は小さくなる。この場合、吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差のみに基づきシリンダ１１に対するガスの流れ方向を決定する定常流量計算式では、わずかな圧力変動に応じてガスの流れ方向が変化してしまい、精度よく流量を計算することができない。したがって、最大吸気バルブリフトが大きい程、あるいはエンジン回転数が低い程、計算ステップ幅を小さくし、非定常流れを考慮に入れた非定常流量計算式によりガスの流量を計算することが望ましい。

そこで、図８に示すように、本実施形態では、ＥＣＵ１０は、最大吸気バルブリフトが大きい程、あるいはエンジン回転数が低い程、計算ステップ幅を小さく設定する。

次に、ステップＳ５において、ＥＣＵ１０は、ステップＳ４で決定した計算ステップ幅が閾値以下か否かを判定する。例えば、閾値は３［ｄｅｇ］である。

ステップＳ５の判定の結果、計算ステップ幅が閾値より大きい場合（ステップＳ５：ＮＯ）、ステップＳ６に進み、ＥＣＵ１０は、吸気行程における吸気バルブ２１及び排気バルブ２２の質量流量率の算出に用いる計算式として、定常流量計算式を選択する。

吸気バルブ２１及び排気バルブ２２を通過するガスの流れが定常等エントロピー流れであると仮定すると、質量流量は以下の式で表される。
ここで、添え字のｕｐとｄｏｗｎは、それぞれ上流と下流を意味する。また、ｋは計算ステップ、Ｃ_dは吐出係数、Ａはバルブの開口面積、Ｌはバルブリフトである。図９は、この式（２９）により各バルブの質量流量率を計算した結果を例示する図である。この図９において、上段のグラフは各ポート圧及び筒内圧を示し、中段のグラフは排気バルブ２２の質量流量率を示し、下段のグラフは吸気バルブ２１の質量流量率を示す。また、図９の左側のグラフは、相対的にバルブリフトが小さくエンジン回転数が高い場合を示し、右側のグラフは、相対的にバルブリフトが大きくエンジン回転数が低い場合を示している。また、図９の上段のグラフにおいて、実線は筒内圧、点線は排気ポート１９の圧力、一点鎖線は吸気ポート１８の圧力を示す。また、図９の中段及び下段のグラフにおいて、点線はシミュレーションツールによる数値解析結果を示し、実線は本実施形態による定常流量計算式による計算結果を示す。

図９の左側のグラフに示すように、バルブリフトが小さく、あるいはエンジン回転数が高い場合には、吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差が大きくなるので、上記定常流計算式（２９）でも精度よく質量流量率を計算することができる。しかし、バルブリフトが大きく、あるいはエンジン回転数が低い場合には、吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差が小さくなるので、計算上流れの方向が頻繁に変わってしまい、図９の右側のグラフに示すように質量流量率の計算結果が振動してしまう。そこで、上述したように、計算ステップ幅が閾値より大きい場合にのみ、ＥＣＵ１０は、吸気行程における吸気バルブ２１及び排気バルブ２２の質量流量率の算出に用いる計算式として、定常流量計算式を選択する。

一方、ステップＳ５の判定の結果、計算ステップ幅が閾値以下である場合（ステップＳ５：ＹＥＳ）には、ステップＳ７に進み、ＥＣＵ１０は、吸気行程における吸気バルブ２１及び排気バルブ２２の質量流量率の算出に用いる計算式として、非定常流量計算式を選択する。

非定常流量計算式としては、ＥＧＲバルブの流量計算を行うためにＫｉｗａｎらがＮａｖｉｅｒ－Ｓｔｏｋｅｓ方程式から導出した以下の非定常オリフィス流れ方程式を用いることができる。

ここで、添え字ｃｙｌとｐｏｒｔは、それぞれシリンダと吸気ポートまたは排気ポートを表し、Ａ_Tは吸気バルブ又は排気バルブの開口面積である。本実施形態の連続モデルでは、バルブリフト量Ｌのべき乗関数を用いて、各バルブ及び各流れ方向におけるＫの値は以下のように近似される。
なお、係数α_14~17及びβ_14~17は、例えばシミュレーションツールを用いた詳細な数値解析結果に基づき予め設定することができる。

上記式（３０）を離散して変形すると、
ここで、右辺のステップｋ＋１の質量流量率を、以下の予測値に置換する。
ここで、Δθは計算ステップ幅、ｍ_k+1,steadyは定常流量計算式（２９）を用いて計算したステップｋ＋１の質量流量率である。

以上から、ステップｋ＋１の質量流量率は、下記式で求めることができる。

図１０は、定常流量計算と非定常流量計算とによる各バルブの質量流量率の計算結果を例示する図である。この図１０において、上段のグラフは排気バルブ２２の質量流量率を示し、下段のグラフは吸気バルブ２１の質量流量率を示す。また、図１０の左側のグラフは、定常流量計算式による計算結果を示し、右側のグラフは、非定常流量計算式による計算結果を示している。また、図１０において、点線はシミュレーションツールによる数値解析結果を示し、実線は本実施形態による定常流量計算式及び非定常流量計算式による計算結果を示す。

上述したように、バルブリフトが大きく、あるいはエンジン回転数が低い場合、図１０の左側のグラフに示すように、定常流量計算式（２９）を用いて各バルブの質量流量率を求めると、計算結果が振動してしまう。これに対し、非定常流量計算式（３７）を用いると、図１０の右側のグラフに示すように、精度良く質量流量率を計算することができる。そこで、上述したように、計算ステップ幅が閾値以下の場合には、ＥＣＵ１０は、吸気行程における吸気バルブ２１及び排気バルブ２２の質量流量率の算出に用いる計算式として、非定常流量計算式を選択する。

図４に戻り、ステップＳ６又はＳ７において、吸気行程における吸気バルブ２１及び排気バルブ２２の質量流量率の算出に用いる計算式を選択した後、ステップＳ８に進み、ＥＣＵ１０は、ステップＳ６又はＳ７において選択した計算式により、計算ステップｋにおける質量流量率を計算する。

次に、ステップＳ９において、ステップＳ８で計算した質量流量率に基づき、次の計算ステップｋ＋１における筒内状態量を計算する。

まず、筒内質量ｍ_cyl,k+1は以下のように算出される。
ここで、ｄｍ_ex,k、ｄｍ_in,kは、現在の計算ステップから次の計算ステップまでに排気バルブ２２及び吸気バルブ２１を通って流入する質量を表し、ステップＳ８で計算した質量流量率と計算ステップ幅に基づき算出される。また、ｄｍ_fuel,kは、現在の計算ステップから次の計算ステップまでにおけるシリンダ１１内の燃料質量の増加量である。

計算ステップｋにおける筒内ＥＧＲ率ＥＧＲ_kは、排気ポート１９におけるＥＧＲ率は１であり、ＥＶＯ２のときの吸気ポート１８における流出ガスのＥＧＲ率がＥＧＲ_EVO2に等しいと仮定して、以下のように算出される。
ここで、分子の第１項はＥＶＯ２における残留ガスと吸気ポート１８への流出ガスを表し、第２項は排気ポート１９からの再流入ガスを表す。

計算ステップｋ＋１における筒内温度Ｔ_cyl,k+1は、エネルギー保存則を用いて
ここで、ｄＨ_ex,kとｄＨ_in,kは、それぞれ排気ポート１９と吸気ポート１８からの流入エンタルピー値である。シリンダ１１の壁面からの熱損失Ｑ_loss,kはＷｏｓｃｈｎｉの式を用いて推定できる。

計算ステップｋ＋１での筒内圧は、理想気体の状態方程式により

ＩＶＣにおける筒内の酸素質量分率ｘ_O2,IVCは以下のように求められる。
ここで、ｘ_O2,airは吸気中のＯ₂の質量分率であり、ｘ_fuel,IVCはＩＶＣにおける燃料の質量分率である。ＥＧＲガスの酸素質量分率は、ＥＶＯにおける筒内ガスの酸素質量分率ｘ_O2,EVOと等しいと仮定する。

次に、ステップＳ１０において、ＥＣＵ１０は、ＩＶＣの筒内状態量まで算出したか否かを判定する。その結果、ＩＶＣの筒内状態量まで算出していない場合（ステップＳ１０
：ＮＯ）、ステップＳ１１に進み、吸気行程の筒内状態量の計算ステップを１つ進める（つまり計算ステップｋにｋ＋１を代入する）。そして、ステップＳ８に戻り、ＩＶＣの筒内状態量を算出するまでステップＳ８からＳ１１を繰り返す。

ステップＳ１０において、ＩＶＣの筒内状態量まで算出した場合、ステップＳ１２に進み、ＥＣＵ１０は、算出したＩＶＣの筒内状態量を出力する。即ち、ここで算出したＩＶＣの筒内状態量に基づき、ＥＣＵ１０は、エンジン１の各デバイスの制御量を演算する。

ステップＳ１２の後、ＥＣＵ１０は筒内状態量予測処理を終了する。

＜作用効果＞
次に、上述した実施形態によるエンジンの筒内状態量予測装置及び筒内状態量予測方法の作用効果について説明する。

図１１は、本実施形態による筒内状態予測処理の計算結果を例示する図である。図１１において、左側のグラフは相対的にバルブリフトが小さくエンジン回転数が高い場合を示し、右側のグラフは相対的にバルブリフトが大きくエンジン回転数が低い場合を示している。また、図１１は、最上段から順に、筒内圧、筒内温度、筒内質量及び筒内ＥＧＲ率を示している。また、図１１の各グラフにおける実線はシミュレーションツールによる数値解析結果を示し、点は本実施形態の筒内状態量予測処理により算出した筒内状態量を示している。

この図１１に示すように、本実施形態の筒内状態量予測処理によれば、排気行程においては、離散モデルを用いた低負荷の計算であっても、設定した各離散点において筒内状態量を精度よく予測することができている。また、吸気行程においては、相対的にバルブリフトが小さくエンジン回転数が高い場合、即ち吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差が相対的に大きい場合には、定常流量計算式により低い計算負荷で精度よく筒内状態量を予測できている。また、相対的にバルブリフトが大きくエンジン回転数が低い場合、即ち吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差が相対的に小さい場合においても、非定常流量計算式を用いることにより精度よく筒内状態量を予測できている。

このように、本実施形態によれば、ＥＣＵ１０は、排気行程については複数の離散点のみにおける筒内状態量を算出するので、排気バルブ２２が開くだけでありシリンダ１１に対するガスの出入りが比較的単純な排気行程については、計算精度を確保しつつ計算負荷を大きく低減することができる。また、ＥＣＵ１０は、吸気行程については筒内状態量を連続的に算出するので、排気バルブ２２と吸気バルブ２１の両方が同時に開くためシリンダ１１に対するガスの出入りが比較的複雑な吸気行程については、連続的な計算により所望の計算精度を得る事ができる。したがって、吸排気行程におけるエンジン１の筒内状態量を、短時間の計算で高精度に予測することができる。

また、ＥＣＵ１０は、排気行程における離散点を、シリンダ１１と排気ポート１９との圧力差が０の時期に設定するので、排気ポート圧に基づきシリンダ１１の筒内圧を推定することができ、離散的な計算でも高精度で筒内状態量を予測することができる。

また、相対的にバルブリフトが小さい場合又はエンジン回転数が高い場合、即ちエンジンの吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差が相対的に大きい場合には、ＥＣＵ１０は、定常流量計算式により低い計算負荷で精度よく筒内状態量を予測することができる。また、相対的にバルブリフトが大きい場合又はエンジン回転数が低い場合、即ち吸気ポート１８及び排気ポート１９の圧力とシリンダ１１の筒内圧との圧力差が相対的に小さく、定常流量計算式では所望の計算精度が得られない場合でも、ＥＣＵ１０は、非定常流量計算式を用いることにより精度よく筒内状態量を予測できる。したがって、吸排気行程におけるエンジン１の筒内状態量を、短時間の計算で高精度に予測することができる。

また、ＥＣＵ１０は、ＨＣＣＩ燃焼を適切に制御するために、ＨＣＣＩ燃焼に大きな影響を与える吸排気行程における筒内状態量を、短時間の計算で高精度に予測することができる。

１ エンジン
１０ ＥＣＵ（コントローラ）
１１ シリンダ
１８ 吸気ポート
１９ 排気ポート
２１ 吸気バルブ
２２ 排気バルブ
Ｅ エンジンシステム
ＳＷ２ 吸気温度センサ
ＳＷ３ 吸気圧センサ
ＳＷ４ 筒内圧センサ
ＳＷ５ 水温センサ
ＳＷ６ 排気温度センサ
ＳＷ７ 排気圧センサ
ＳＷ８ クランク角センサ
ＳＷ１３ リニアＯ₂センサ

Claims (5)

1. 所定の運転条件において、排気行程において排気バルブが開き、吸気行程において排気バルブと吸気バルブの両方が同時に開くことにより筒内にＥＧＲを導入するエンジンの筒内状態量予測装置であって、
   前記エンジンに取り付けられ、前記エンジンの筒内状態量に関する物理量を計測し、計測信号を出力するように構成されたセンサと、
   前記センサから前記計測信号を受信し、当該計測信号に基づき前記エンジンの筒内状態量を算出するプロセッサと、を備え、
   前記プロセッサは、
   前記計測信号に基づき、前記エンジンの燃焼行程終了時における筒内状態量を設定し、
   前記燃焼行程終了時における筒内状態量に基づき、前記エンジンの排気行程の終了時期を含む複数の離散点のみにおける筒内状態量を算出し、
   前記排気行程の終了時期における筒内状態量に基づき、前記吸気行程の開始時期から終了時期までの筒内状態量を所定の計算ステップ幅で連続的に算出するように構成されている、
   エンジンの筒内状態量予測装置。
2. 前記離散点は、前記排気行程において前記排気バルブが開いた後、前記エンジンのシリンダと排気ポートとの圧力差が０に達したブローダウン終了時期と、前記ブローダウン終了時期の後、前記シリンダと前記排気ポートとの圧力差が増大し始める圧力上昇開始時期とを含む、請求項１に記載のエンジンの筒内状態量予測装置。
3. 前記プロセッサは、
   前記エンジンのエンジン回転数が低い程、又は、前記エンジンのバルブリフト量が大きい程、前記計算ステップ幅を小さく設定し、
   前記計算ステップ幅が所定の閾値より大きい場合、前記エンジンの吸気バルブ及び排気バルブを通過するガスの流れを定常流れと仮定した定常流量計算式を用いて、前記吸気行程における前記筒内状態量を算出し、
   前記計算ステップ幅が所定の閾値以下の場合、前記エンジンの吸気バルブ及び排気バルブを通過するガスの流れを非定常流れと仮定した非定常流量計算式を用いて、前記吸気行程における前記筒内状態量を算出する、
   請求項１又は２に記載のエンジンの筒内状態量予測装置。
4. 前記プロセッサは、前記エンジンが予混合圧縮着火燃焼を行う運転条件において、前記エンジンの排気行程及び吸気行程における筒内状態量を算出する、請求項１から３のいずれか１項に記載のエンジンの筒内状態量予測装置。
5. 所定の運転条件において、排気行程において排気バルブが開き、吸気行程において排気バルブと吸気バルブの両方が同時に開くことにより筒内にＥＧＲを導入するエンジンの筒内状態量予測方法であって、
   前記エンジンに取り付けられたセンサに、前記エンジンの筒内状態量に関する物理量を計測し、計測信号を出力させるステップと、
   プロセッサに、前記センサから前記計測信号を受信し、当該計測信号に基づき前記エンジンの筒内状態量を算出させるステップと、を有し、
   前記プロセッサに前記筒内状態量を算出させるステップは、
   前記計測信号に基づき、前記エンジンの燃焼行程終了時における筒内状態量を設定するステップと、
   前記燃焼行程終了時における筒内状態量に基づき、前記エンジンの排気行程の終了時期を含む複数の離散点のみにおける筒内状態量を算出するステップと、
   前記排気行程の終了時期における筒内状態量に基づき、前記吸気行程の開始時期から終了時期までの筒内状態量を所定の計算ステップ幅で連続的に算出するステップと、を含む、
   エンジンの筒内状態量予測方法。

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