CN1880743A - 内燃机的控制装置 - Google Patents

Abstract

内燃机的控制装置。本发明的内燃机的控制装置可以在补偿可变进气机构的热伸缩等所引起的吸入空气量的偏离的同时控制内燃机的情况下、实现控制精度的提高、内燃机的小型化、设计自由度的提高以及制造成本的削减。内燃机的控制装置的ECU基于可变气门升程机构的热力学模型来计算FF校正值，根据空燃比校正系数以及检测空燃比来计算FB校正值，作为FF校正值和FB校正值之间的偏差或FF校正值的值而算出升程校正值，同时按照升程校正值对气门升程进行校正，由此计算校正后气门升程，根据该校正后气门升程来执行空燃比控制以及点火正时控制。

Description

内燃机的控制装置

技术领域

本发明涉及由可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机的控制装置。

背景技术

以往，在由可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机中，作为控制燃料喷射量的控制装置，公知有日本特开2004-353480号公报所记载的装置。该内燃机具有作为可变进气机构的可变气门机构，该可变气门机构由致动器、由该致动器在轴线方向上进行驱动的控制轴、以及由控制轴驱动为绕该轴线摆动的摆动凸轮等构成。该摆动凸轮具有设在进气凸轮和摇臂之间、分别与进气凸轮和摇臂抵接的输入部以及输出部。在该可变气门机构中，由致动器在轴线方向上对控制轴进行驱动时，摆动凸轮的输入部和输出部绕控制轴的轴线在互不相同的方向上摆动，由此，改变进气门的升程(以下称为‘气门升程’)以及气门正时。

在如上的可变气门机构中，伴随可变气门机构的温度变化、可变气门机构热伸缩时，气门升程以及气门正时发生变化，从而吸入空气量发生变化，其结果是，导致燃料喷射控制的精度降低。从而，在专利文献1的图8～图11所示的例子中，如下所述地确定燃料喷射量，以在补偿这样的可变气门机构的热伸缩的影响的同时进行燃料喷射控制。

首先，根据油门踏板的开度确定气门升程以及气门正时的目标值，同时根据这些气门升程以及气门正时的目标值，确定燃料喷射量。接着，根据内燃机的冷却水温度，计算温度校正率，根据气门正时的目标值来计算正时校正率。该温度校正率用于校正伴随可变气门机构的温度变化的、可变气门机构的热伸缩对于吸入空气量的影响，正时校正率用于校正伴随气门正时的变化的、热伸缩对于吸入空气量的影响程度的变化。而且，通过将这两个校正率与燃料喷射量相乘而确定最终燃料喷射量。

在如前述的可变气门机构的情况下，由于其温度不仅由于内燃机的冷却水温度的影响而变化、也由于除此以外的温度参数的影响而变化，所以内燃机的冷却水温度不能准确地反映可变气门机构的热伸缩程度。除此以外，在发动机停止以后，可变气门机构的温度由于大气放热等而急剧地下降，相对于此，发动机的冷却水温度由于其热容量或比热的差异而难以低于可变气门机构的温度，所以在发动机停止后的重新起动时，两者相互间的相关性低。相对于此，在上述专利文献1的控制装置中，在进行可变气门机构的温度校正时，仅根据内燃机的冷却水温度来计算温度校正率，所以不能适当地校正可变气门机构的热伸缩程度，导致控制精度下降。

作为解决这样的问题的方法，例如在日本特开2004-353480号公报的段落号[0022]处所记载的那样，考虑到通过温度传感器或应变传感器等而直接检测可变气门机构的温度或热伸缩程度的方法。但是，在这样的情况下，由于需要将用于直接检测可变气门机构的温度或热伸缩程度的传感器个别地设置在内燃机的可变气门机构附近，所以引起内燃机的大型化、设计自由度的下降、以及制造成本的上升。

进而，在可变气门机构等的可变进气机构中，有时由于上述的热伸缩以外的现象、例如可变进气机构中的构成部件的磨损、污垢的附着以及老化引起的间隙等，导致吸入空气量偏离适当值。在这样的情况下，即使通过使用如上的传感器，校正了可变进气机构的热伸缩程度，也不能校正热伸缩以外的现象所引起的吸入空气量的偏离，可能导致控制精度下降。

发明内容

本发明的目的在于提供可以在补偿由可变进气机构的热伸缩等引起的吸入空气量的偏离的同时控制内燃机的情况下、实现控制精度的提高、内燃机的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减的内燃机的控制装置。

为了达成上述目的，在本发明的第一方式中提供了通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机的控制装置，其特征在于，具有：估计机构温度计算单元，其基于对可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算可变进气机构的温度的估计值，作为估计机构温度；工作状态参数检测单元，其检测表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数；校正单元，其根据估计机构温度校正工作状态参数的检测值，从而计算校正后参数；以及控制单元，其根据该校正后参数控制内燃机。

根据本发明的第一方式的内燃机的控制装置的结构，基于对可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型计算估计机构温度，根据估计机构温度校正工作状态参数的检测值，由此计算校正后参数，根据该校正后参数控制内燃机。在该情况下，由于通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量，所以表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数相当于表示吸入到气缸内的吸入空气量的参数，因此，工作状态参数的检测值由于可变进气机构的热伸缩而偏离实际值时，导致吸入空气量偏离适当值。相对于此，在本发明的第一方式的控制装置中，根据基于热力学模型计算出的校正后参数来控制内燃机，所以可在不使用用于直接检测可变气门机构的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下，在补偿可变进气机构的热伸缩所引起的吸入空气量的偏离的同时控制内燃机。由此，可实现内燃机的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减。除此以外，通过适当地构成热力学模型，可以提高估计机构温度的估计精度，所以通过根据这样的估计精度高的估计机构温度校正工作状态参数，与仅根据内燃机的冷却水温度来进行校正的以往的情况相比，可以提高校正精度。其结果是，可以提高控制精度(另外，本说明书中的‘参数的检测’等的‘检测’不限于通过传感器等直接检测参数，也包括计算参数)。

优选为，热力学模型是定义了估计机构温度、表示内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的模型。

根据该优选方式的结构，基于定义了估计机构温度、表示内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的热力学模型计算估计机构温度。在该情况下，内燃机的负荷反映伴随内燃机的运转的发热状态，所以负荷参数相当于表示内燃机的发热状态对可变进气机构的温度产生的影响的参数，进而温度参数以及大气温度相当于它们本身对可变进气机构的温度产生影响的参数。从而，通过使用定义了如上的对可变进气机构的温度产生影响的各种参数和估计机构温度之间的关系的热力学模型，可以可靠地提高估计机构温度的估计精度，可以可靠地提高校正后参数的计算精度。

优选为，控制单元对内燃机的吸入空气量、内燃机的空燃比、提供给内燃机的燃料量、以及内燃机的点火正时中的至少一项进行控制。

根据该优选方式的结构，根据如前述这样计算出的校正后参数控制内燃机的吸入空气量、内燃机的空燃比、提供给内燃机的燃料量、以及内燃机的点火正时中的至少一项，所以在这些控制中，可以确保高的控制精度。

为了达成上述目的，在本发明的第二方式中提供通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机的控制装置，其特征在于，具有：工作状态参数检测单元，其检测表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数；空燃比参数检测单元，其检测表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；目标空燃比计算单元，其计算作为内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；空燃比控制参数计算单元，其根据空燃比参数，计算用于控制混合气体的空燃比而使其成为目标空燃比的空燃比控制参数；校正单元，其根据空燃比控制参数以及空燃比参数，对工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及燃料量确定单元，其根据校正后参数以及空燃比控制参数，确定提供给内燃机的燃料量。

根据本发明的第二方式的控制装置的结构，根据表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数，计算用于控制混合气体的空燃比而使其成为目标空燃比的空燃比控制参数，根据空燃比控制参数以及空燃比参数，校正表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数的检测值，从而计算校正后参数，同时根据校正后参数以及空燃比控制参数来确定提供给燃烧室内的燃料量。在该情况下，通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量，所以表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数相当于表示吸入到气缸内的吸入空气量的参数，因此，在空燃比控制的执行中，工作状态参数的检测值偏离实际值时，导致吸入空气量偏离适当值，从而导致混合气体的实际的空燃比相对于目标空燃比向稀侧或浓侧偏离。另一方面，根据空燃比参数、作为用于控制混合气体的空燃比而使其成为目标空燃比的值、即表示向稀侧或浓侧中的哪个方向进行控制的值而计算空燃比控制参数，所以该空燃比控制参数反映如上的空燃比的偏离。此外，空燃比参数是表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的值，所以在将混合气体的空燃比控制为达到目标空燃比的情况下，仍检测为反映了如上的空燃比的偏离的值。

从而，根据这样的空燃比控制参数以及空燃比参数来校正工作状态参数，由此可以作为适当地校正了工作状态参数的检测值和实际值之间的偏离、即吸入空气量相对于适当值的偏离的值而计算校正后参数。其结果是，在除了可变进气机构的热伸缩之外，还由于工作状态参数检测单元中的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污垢的附着以及老化引起的间隙等，工作状态参数的检测值偏离了实际值的情况下，也可以在补偿这样的偏离的影响的同时适当地确定燃料量。即，可在不使用用于直接检测可变气门机构的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下，在补偿可变进气机构的热伸缩和除此以外的现象所引起的吸入空气量的偏离的同时适当地控制内燃机的燃料量以及空燃比。其结果是，可实现控制精度的提高、内燃机的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减。

为了实现上述目的，在本发明的第三方式中，提供通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机的控制装置，其特征在于，具有：工作状态参数检测单元，其检测表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数；空燃比参数检测单元，其检测表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；目标空燃比计算单元，其计算作为内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；空燃比控制单元，其根据空燃比参数，控制混合气体的空燃比而使其成为目标空燃比；校正单元，其根据表示空燃比控制单元所实现的空燃比控制状态的空燃比控制参数以及空燃比参数，对工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及点火正时确定单元，其根据校正后参数，确定内燃机的混合气体的点火正时。

根据本发明的第三方式的控制装置的结构，根据表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数，由空燃比控制单元将混合气体的空燃比控制为达到目标空燃比，根据表示该空燃比控制单元所实现的混合气体的空燃比的控制状态的空燃比控制参数以及空燃比参数，对表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数，同时根据校正后参数确定点火正时。如前所述，表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数相当于表示吸入到气缸内的吸入空气量的参数，所以在空燃比控制的执行中，工作状态参数的检测值偏离了实际值时，导致吸入空气量偏离适当值，从而导致混合气体的实际空燃比相对于目标空燃比向稀侧或浓侧偏离。另一方面，通过空燃比控制单元，根据空燃比参数，将混合气体的空燃比控制为达到目标空燃比，所以表示该空燃比的控制状态的空燃比控制参数反映如上的空燃比的偏离。此外，由于空燃比参数是表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的值，所以在将混合气体的空燃比控制为达到目标空燃比的情况下，仍检测为反映了如上的空燃比的偏离的值。

从而，根据这样的空燃比控制参数以及空燃比参数来校正工作状态参数，由此可以作为适当地校正了工作状态参数的检测值和实际值之间的偏离、即吸入空气量相对于适当值的偏离的值而计算校正后参数。其结果是，在除了可变进气机构的热伸缩之外，还由于工作状态参数检测单元中的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污垢的附着以及老化引起的间隙等，工作状态参数的检测值偏离了实际值的情况下，也可以在补偿这样的偏离的影响的同时适当地确定点火正时。即，可在不使用用于直接检测可变气门机构的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下，在补偿可变进气机构的热伸缩和除此以外的现象所引起的吸入空气量的偏离的同时适当地控制内燃机的点火正时。其结果是，可实现控制精度的提高、内燃机的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减。

优选为，还具有估计机构温度计算单元，其基于对可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算可变进气机构的温度的估计值，作为估计机构温度，校正单元还根据估计机构温度计算校正后参数。

在该优选的方式的结构的情况下，根据将混合气体的空燃比控制为达到目标空燃比时的空燃比参数以及空燃比控制参数，计算校正后参数，因此在空燃比控制的开始时或空燃比参数检测单元激活之前等的空燃比的控制精度低的状态时，校正后参数的计算精度可能下降。相对于此，根据该内燃机的控制装置，基于对可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算估计机构温度，还根据估计机构温度来校正工作状态参数的检测值，从而计算校正后参数，所以在如上述那样空燃比的控制精度低的状态时，也可以作为适当地校正了可变进气机构的热伸缩的影响的工作状态参数的值而计算校正后参数。由此，可以进一步提高控制精度。

更优选为，热力学模型是定义了估计机构温度、表示内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的模型。

根据该优选方式的结构，如前所述，使用定义了影响可变进气机构的温度的各种参数和估计机构温度之间的关系的热力学模型来计算估计机构温度，所以与仅使用内燃机的冷却水温度的以往的情况相比，可以可靠地提高估计机构温度的估计精度。其结果是，还根据这样的估计精度高的估计机构温度来校正工作状态参数的检测值，所以可以作为高精度地校正了可变进气机构的热伸缩的影响的值而计算校正后参数，由此，可以确保高的控制精度。

为了实现上述目的，在本发明的第四方式中，提供通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机的控制装置，其特征在于，具有：工作状态参数检测单元，其检测表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数；空燃比参数检测单元，其检测表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；目标空燃比计算单元，其计算作为内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；空燃比控制参数计算单元，其根据空燃比参数，计算用于控制混合气体的空燃比而使其成为目标空燃比的空燃比控制参数；工作状态参数估计值计算单元，其根据空燃比参数以及空燃比控制参数中的至少一方，计算工作状态参数的估计值；校正量计算单元，其根据工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值，计算校正量；校正后参数计算单元，其利用校正量对工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及燃料量确定单元，其根据校正后参数以及空燃比控制参数，确定提供给内燃机的燃料量。

根据本发明的第四方式的控制装置的结构，根据表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数，计算用于控制混合气体的空燃比而使其成为目标空燃比的空燃比控制参数，根据空燃比参数以及空燃比控制参数中的至少一方，计算工作状态参数的估计值，根据工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值，计算校正量，通过该校正量校正工作状态参数的检测值，从而计算校正后参数，根据校正后参数以及空燃比控制参数，确定提供给内燃机的燃料量。在该情况下，如前所述，在空燃比控制的执行中，工作状态参数的检测值偏离了实际值时，导致吸入空气量偏离适当值，从而导致混合气体的实际空燃比相对于目标空燃比向稀侧或浓侧偏离，同时空燃比控制参数和空燃比参数反映这样的空燃比的偏离。

从而，根据基于这样的空燃比控制参数以及空燃比参数中的至少一方计算出的工作状态参数的估计值和工作状态参数的检测值来计算校正量，由该校正量校正工作状态参数，从而计算校正后参数，所以可以作为适当地校正了工作状态参数的检测值和实际值之间的偏离、即吸入空气量与适当值之间的偏离的值而计算校正后参数。其结果是，在除了可变进气机构的热伸缩之外，还由于工作状态参数检测单元中的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污垢的附着以及老化引起的间隙等，工作状态参数的检测值偏离了实际值的情况下，也可以在补偿这样的偏离的影响的同时适当地确定燃料量。即，可在不使用用于直接检测可变气门机构的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下，在补偿可变进气机构的热伸缩以及除此以外的现象所引起的吸入空气量的偏离的同时适当地控制内燃机的燃料量以及空燃比。其结果是，可实现控制精度的提高、内燃机的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减。

为了实现上述目的，在本发明的第五实施方式中，提供通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机的控制装置，其特征在于，具有：工作状态参数检测单元，其检测表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数；空燃比参数检测单元，其检测表示流过内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；目标空燃比计算单元，其计算作为内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；空燃比控制单元，其根据空燃比参数，控制混合气体的空燃比而使其成为目标空燃比；工作状态参数估计值计算单元，其根据表示空燃比控制单元所实现的空燃比控制状态的空燃比控制参数以及空燃比参数中的至少一方，计算工作状态参数的估计值；校正量计算单元，其根据工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值，计算校正量；校正后参数计算单元，其利用校正量对工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及点火正时确定单元，其确定内燃机的混合气体的点火正时。

根据本发明的第五方式的控制装置的结构，根据表示空燃比的控制状态的空燃比控制参数以及空燃比参数中的至少一方，计算工作状态参数的估计值，根据工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值，计算校正值，通过该校正量校正工作状态参数的检测值，从而计算校正后参数，同时根据该校正后参数确定内燃机的点火正时。在该情况下，如前所述，在空燃比控制的执行中，工作状态参数的检测值偏离了实际值时，导致吸入空气量偏离适当值，从而导致混合气体的实际空燃比相对于目标空燃比向稀侧或浓侧偏离，同时空燃比控制参数和空燃比参数反映这样的空燃比的偏离。

从而，根据基于这样的空燃比控制参数以及空燃比参数中的至少一方计算出的工作状态参数的估计值和工作状态参数的检测值来计算校正量，由该校正量校正工作状态参数，从而计算校正后参数，所以可以作为适当地校正了工作状态参数的检测值和实际值之间的偏离、即吸入空气量的偏离的值而计算校正后参数。其结果是，在除了可变进气机构的热伸缩之外，还由于工作状态参数检测单元中的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污垢的附着以及老化引起的间隙等，工作状态参数的检测值偏离了实际值的情况下，也可以在补偿这样的偏离的影响的同时适当地确定点火正时。即，可在不使用用于直接检测可变气门机构的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下，在补偿可变进气机构的热伸缩以及除此以外的现象所引起的吸入空气量的偏离的同时适当地控制内燃机的点火正时。其结果是，可实现控制精度的提高、内燃机的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减。

优选为，还具有估计机构温度计算单元，其基于对可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算可变进气机构的温度的估计值，作为估计机构温度，校正量计算单元还根据估计机构温度计算校正量。

在该优选的方式的结构的情况下，根据将混合气体的空燃比控制为达到目标空燃比时的空燃比参数以及空燃比控制参数中的至少一方，计算工作状态参数的估计值，所以在空燃比控制的开始时或空燃比参数检测单元激活之前等的空燃比的控制精度低的状态时，校正后参数的估计值的计算精度即校正量的计算精度下降，其结果是，校正后参数的计算精度可能下降。相对于此，根据该内燃机的控制装置，基于对可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算估计机构温度，还根据估计机构温度来计算校正量，所以在如上述那样空燃比的控制精度低的状态时，也可以通过校正值来适当地校正可变进气机构的热伸缩对于工作状态参数的影响，由此可以进一步提高控制精度。

更优选为，热力学模型是定义了估计机构温度、表示内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的模型。

根据该优选方式的结构，如前所述，使用定义了影响可变进气机构的温度的各种参数和估计机构温度之间的关系的热力学模型来计算估计机构温度，所以与仅使用内燃机的冷却水温度的以往的情况相比，可以可靠地提高估计机构温度的估计精度。其结果是，还根据这样的估计精度高的估计机构温度来计算校正量，所以可以进一步提高校正后参数的计算精度即工作状态参数的校正精度，由此，可以进一步提高控制精度。

优选为，校正量计算单元计算工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值中的一方和另一方之间的偏差，作为估计误差，同时通过应用了响应指定型控制算法的预定的算法来计算校正量，使估计误差为最小。

根据该优选方式的结构，计算出工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值中的一方与另一方之间的偏差作为估计误差，同时通过应用了响应指定型控制算法的预定的算法来计算校正量，使估计误差为最小，所以将校正量即校正后参数计算为，使估计误差以指数函数方式稳定地衰减。其结果是，即使由于干扰或误估计等而使估计误差一时成为过大的值，也可以在避免其影响的同时计算校正后参数，由此，可以进一步提高控制精度。

优选为，校正量计算单元计算工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值中的一方和另一方之间的偏差，作为估计误差，对估计误差进行预定的递推型统计处理，从而计算估计误差的统计处理值，同时通过预定的算法计算校正量，使估计误差的统计处理值为最小。

根据该优选方式的结构，计算工作状态参数的估计值以及工作状态参数的检测值中的一方和另一方之间的偏差被作为估计误差，对该估计误差进行预定的递推型统计处理，从而计算估计误差的统计处理值，同时通过预定的算法计算校正量，以使该估计误差的统计处理值为最小。其结果是，即使由于干扰或误估计等，使估计误差一时成为过大的值，也可以在避免其影响的同时计算校正量即校正后参数，由此，可以进一步提高控制精度。

更优选为，可变进气机构是通过改变内燃机的进气门的升程来改变吸入空气量的可变气门升程机构，工作状态参数是进气门的升程，预定的递推型统计处理算法是通过权重增益对估计误差进行加权的加权递推型统计处理算法，进气门的升程的检测值越大，则权重增益被设定为越小的值。

在通过改变内燃机的进气门的升程来改变吸入空气量的可变气门升程机构的情况下，倾向于进气门的升程越大则该估计值和检测值之间的背离程度即估计误差越大。相对于此，根据该内燃机的控制装置，通过由权重增益对估计误差进行加权的预定的递推型统计处理算法，计算估计误差的统计处理值，同时进气门的升程的检测值越大，则权重增益被设定为越小的值，所以估计值和检测值之间的背离程度增大的可能性越高，则估计误差的权重被设定为越小的值，从而可以进一步提高估计误差的统计处理值的计算精度即校正量的计算精度。由此，可以进一步提高控制精度。

通过基于附图的下述的详细说明，可以进一步明了本发明的上述以及其它目的、特征、以及优点。

附图说明

图1是表示应用了本发明的第一实施方式的控制装置的内燃机的概略结构的示意图。

图2是表示控制装置的概略结构的方框图。

图3是表示内燃机的可变式进气门机构以及排气门机构的概略结构的剖面图。

图4是表示可变式进气门机构的可变气门升程机构的概略结构的剖面图。

图5A是表示升程致动器的短臂位于最大升程位置处的状态的图。

图5B是表示升程致动器的短臂位于最小升程位置处的状态的图。

图6A是表示可变气门升程机构的下连杆位于最大升程位置处时的进气门的打开状态的图。

图6B是表示可变气门升程机构的下连杆位于最小升程位置处时的进气门的打开状态的图。

图7是分别表示可变气门升程机构的下连杆位于最大升程位置处时的进气门的气门升程曲线(实线)和位于最小升程位置处时的气门升程曲线(双点划线)的图。

图8是示意地表示可变凸轮相位机构的概略结构的图。

图9是分别表示通过可变凸轮相位机构、将凸轮相位设定到最滞后值时的进气门的气门升程曲线(实线)和将凸轮相位设定到最超前值时的进气门的气门升程曲线(双点划线)的图。

图10是表示空燃比控制器的概略结构的方框图。

图11是表示目标空燃比KCMD的计算所使用的映射图的一例的图。

图12是表示进气量计算部的概略结构的方框图。

图13是表示映射值Gcyl_vt_base的计算所使用的映射图的一例的图。

图14是校正系数K_gcyl_vt的计算所使用的映射图的一例的图。

图15是表示校正后气门升程计算部的概略结构的方框图。

图16是表示FF校正值Dliftin_test的计算所使用的映射图的一例的图。

图17是表示FB校正值计算部的概略结构的方框图。

图18是表示第三估计进气量计算部的概略结构的方框图。

图19是表示死区时间d的计算所使用的映射图的一例的图。

图20是表示映射值Gcyl_hat_base的计算所使用的映射图的一例的图。

图21是校正系数K_gcyl_hat的计算所使用的映射图的一例的图。

图22是表示估计气门升程Liftin_hat的计算所使用的、Cain(k-d)＝Cainrt用的映射图的图。

图23是表示估计气门升程Liftin_hat的计算所使用的、Cain(k-d)＝Cainmi用的映射图的图。

图24是表示估计气门升程Liftin_hat的计算所使用的、Cain(k-d)＝Cainad用的映射图的图。

图25是表示权重增益P的计算所使用的映射图的一例的图。

图26是表示点火正时控制器的概略结构的方框图。

图27是表示最大估计进气量的基本值Gcyl_max_base的计算所使用的映射图的一例的图。

图28是表示校正系数K_gcyl_max的计算所使用的映射图的一例的图。

图29是表示Cain＝Cainrt用的基本点火正时映射图的一例的图。

图30是表示Cain＝Cainad用的基本点火正时映射图的一例的图。

图31是表示按控制周期ΔTn执行的控制处理的流程图。

图32是表示空燃比控制处理的流程图。

图33是表示基本燃料喷射量Tcyl_bs的计算处理的流程图。

图34是表示空燃比校正系数KAFD的计算处理的流程图。

图35是表示点火正时控制处理的流程图。

图36是表示通常点火正时控制处理的流程图。

图37是表示按控制周期ΔT执行的控制处理的流程图。

图38是表示估计机构温度Tlift_hat的计算处理的流程图。

图39是表示FB校正值Dliftin_fb的计算处理的流程图。

图40是表示可变机构控制处理的流程图。

图41是表示发动机起动中、目标气门升程Liftin_cmd的计算所使用的映射图的一例的图。

图42是表示发动机起动中、目标凸轮相位Cain_cmd的计算所使用的映射图的一例的图。

图43是表示催化剂预热控制中、目标气门升程Liftin_cmd的计算所使用的映射图的一例的图。

图44是表示催化剂预热控制中、目标凸轮相位Cain_cmd的计算所使用的映射图的一例的图。

图45是表示通常运转中、目标气门升程Liftin_cmd的计算所使用的映射图的一例的图。

图46是表示通常运转中、目标凸轮相位Cain_cmd的计算所使用的映射图的一例的图。

图47是表示第一实施方式的控制装置所实现的空燃比控制以及可变机构控制的仿真结果的一例(没有模型化误差的情况)的时序图。

图48是表示第一实施方式的控制装置所实现的空燃比控制以及可变机构控制的仿真结果的一例(存在模型化误差的情况)的时序图。

图49是表示在不校正气门升程Liftin而直接使用的同时执行了空燃比控制以及可变机构控制的情况下的仿真结果的一例的时序图。

图50是表示第二实施方式的校正后气门升程计算部的概略结构的方框图。

图51是表示第二实施方式的控制装置所实现的空燃比控制以及可变机构控制的仿真结果的一例(没有模型化误差的情况)的时序图。

图52是表示第二实施方式的控制装置所实现的空燃比控制以及可变机构控制的仿真结果的一例(存在模型化误差的情况)的时序图。

图53是表示第三实施方式的校正后气门升程计算部的概略结构的方框图。

图54是表示第三实施方式的控制装置所实现的空燃比控制以及可变机构控制的仿真结果的一例的时序图。

具体实施方式

以下，参照附图说明本发明的第一实施方式的内燃机的控制装置。如图2所示，该控制装置1具有ECU 2，如后所述，该ECU 2根据内燃机(以下称为‘发动机’)3的运转状态，执行空燃比控制、点火正时控制以及可变机构控制等的各种控制处理。

如图1以及图3所示，发动机3是具有四组气缸3a以及活塞3b(仅图示一组)的直列四缸汽油发动机，被搭载于未图示的带有自动变速器的车辆中。发动机3具有：进气门4以及排气门7，其针对每个气缸3a设置、分别对进气口和排气口进行开闭；进气门4驱动用的进气凸轮轴5以及进气凸轮6；对进气门4进行开闭驱动的可变式进气门机构40；排气门7驱动用的排气凸轮轴8以及排气凸轮9；对排气门7进行开闭驱动的排气门机构30；燃料喷射阀10；以及火花塞11(参照图2)等。

进气门4的气门杆4a自由滑动地与导向器4b配合，该导向器4b被固定在气缸盖3c上。而且，如图4所示，进气门4具有上下的弹簧片4c、4d、以及设在它们之间的气门弹簧4e，通过该气门弹簧4e被推向关闭方向。

此外，进气凸轮轴5以及排气凸轮轴8分别经由未图示的支座自由转动地安装在气缸盖3c上。在该进气凸轮轴5的一个端部上同轴配置有进气链轮(未图示)而设置为自由旋转的状态。该进气链轮经由未图示的正时链条与曲轴3d连接，经由后述的可变凸轮相位机构70与进气凸轮轴5连接。通过以上的结构，曲轴3d每旋转2周时，进气凸轮轴5旋转1周。此外，进气凸轮6针对每个气缸3a设置，在进气凸轮轴5上与其形成一体而旋转。

进而，可变式进气门机构40伴随进气凸轮轴5的旋转，对各气缸3a的进气门4进行开闭驱动，同时无级地改变进气门4的升程以及气门正时，后面叙述其细节。另外，在本实施方式中，‘进气门4的升程(以下称为‘气门升程’)’表示进气门4的最大扬程。

另一方面，排气门7的气门杆7a自由滑动地与导向器7b配合，该导向器7b被固定在气缸盖3c上。而且，进气门7具有上下的弹簧片7c、7d、以及设在它们之间的气门弹簧7e，通过该气门弹簧7e被推向关闭方向。

此外，排气凸轮轴8具有与其形成一体的排气链轮(未图示)，经由该排气链轮以及未图示的正时链条连接到曲轴3d上，由此，曲轴3d每旋转2周时旋转1周。而且，排气凸轮9针对每个气缸3a设置，在排气凸轮轴8上与其形成一体而旋转。

而且，排气门机构30具有摇臂31，该摇摆31随着排气凸轮9的旋转而转动，从而在对抗气门弹簧7e的推力的同时对排气门7进行开闭驱动。

另一方面，燃料喷射阀10针对每个气缸3a设置，在倾斜的状态下被安装在气缸盖3c上，以将燃料直接喷射到燃烧室内。即，发动机3构成为直喷发动机。此外，燃料喷射阀10与ECU 2电连接，由ECU 2控制开阀时间以及开阀定时，由此控制燃料喷射量。

此外，火花塞11也针对每个气缸3a设置，被安装在气缸盖3c上。火花塞11与ECU 2电连接，由ECU 2控制放电状态，以便按照与后述的点火正时对应的定时使燃烧室内的混合气体燃烧。

另一方面，在发动机3中设有曲轴角传感器20以及水温传感器21。该曲轴角传感器20由磁转子以及MRE拾取器构成，伴随曲轴3d的旋转，将均为脉冲信号的CRK信号以及TDC信号输出给ECU 2。该CRK信号在每过预定的曲轴角(例如10°)输出1个脉冲，ECU 2根据该CRK信号计算发动机3的转速(以下称为‘发动机转速’)NE。此外，TDC信号是表示各气缸3a的活塞3b位于比进气行程的TDC位置稍微偏近前的预定曲轴角位置处的信号，每过预定曲轴角输出1个脉冲。

此外，水温传感器21例如由热敏电阻等构成，向ECU 2输出表示发动机水温TW的检测信号。该发动机水温TW是在发动机3的气缸体3h内循环的冷却水的温度。另外，在本实施方式中，发动机水温TW相当于温度参数。

进而，在发动机3的进气管12中，省略了节气门机构，同时该进气通路12a被形成为大口径，由此，流动阻力被设定为比通常的发动机小。在该进气管12中设有空气流量传感器22以及大气温度传感器23(参照图2)。

该空气流量传感器22由热线式空气流量计构成，将表示在进气通路12a内流动的空气的流量(以下称为‘空气流量’)Gin的检测信号输出给ECU 2。此外，大气温度传感器23将表示大气的温度(以下称为‘大气温度’)TA的检测信号输出给ECU 2。

而且，在发动机3的排气管13中，从上游侧开始依次分别设有LAF传感器24以及催化装置14。LAF传感器24由氧化锆以及铂电极等构成，在从比理论空燃比浓的浓区域到极稀区域的宽范围的空燃比区域中，线性地检测在排气管13的排气通路13a内流过的排气中的氧浓度，将表示该氧浓度的检测信号输出给ECU 2。

ECU 2基于该LAF传感器24的检测信号，计算表示排气中的空燃比的检测空燃比KACT。在该情况下，检测空燃比KACT具体计算为当量比。另外，在本实施方式中，LAF传感器24相当于空燃比参数检测单元，检测空燃比KACT相当于空燃比参数。

接着，说明前述的可变式进气门机构40。如图4所示，该可变式进气门机构40由进气凸轮轴5、进气凸轮6、可变气门升程机构50以及可变凸轮相位机构70等构成。另外，在本实施方式中，可变气门升程机构50相当于可变进气机构。

该可变气门升程机构50伴随进气凸轮轴5的旋转而对进气门4进行开闭驱动，同时在预定的最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之间无级地改变气门升程Liftin，具有针对每个气缸3a设置的四节连杆式的摇臂机构51以及同时驱动这些摇臂机构51的升程致动器60(参照图5A、5B)等。

各摇臂机构51由摇臂52以及上下的连杆53、54等构成。该上连杆53的一端部经由上销55、自由转动地安装在摇臂52的上端部，另一端部自由转动地安装在摇臂轴56上。该摇臂轴56经由未图示的支座安装在气缸盖3c上。

此外，在摇臂52的上销55上自由转动地设有滚轮57。该滚轮57与进气凸轮6的凸轮面抵接，在进气凸轮6旋转时，被该凸轮面引导而在进气凸轮6上转动。由此，在上下方向上驱动摇臂52，同时上连杆53以摇臂轴56为中心转动。

进而，在摇臂52的进气门4侧的端部安装有调节螺栓52a。该调节螺栓52a在摇臂52伴随进气凸轮6的旋转而在上下方向上移动时，在对抗气门弹簧4e的推力的同时将气门杆4a向上下方向驱动，从而开闭进气门4。

此外，下连杆54的一端部经由下销58自由转动地安装在摇臂52的下端部，在下连杆54的另一端部自由转动地安装有连接轴59。下连杆54经由该连接轴59连接到升程致动器60的后述的短臂65上。

另一方面，如图5A、5B所示，升程致动器60具有：电机61、螺母62、连杆63、长臂64以及短臂65等。该电机61与ECU 2连接，配置在发动机3的头盖3g的外侧。电机61的旋转轴为形成了外螺纹的螺纹轴61a，在该螺纹轴61a上螺合有螺母62。该螺母62经由连杆63连接到长臂64上。该连杆63的一端部经由销63a自由转动地安装在螺母62上，另一端部经由销63b自由转动地安装在长臂64的一端部。

此外，长臂64的另一端部经由回转轴66安装在短臂65的一端部。该回转轴66被形成为截面圆形，贯穿发动机3的头盖3g，同时自由转动地支撑在其上。伴随该回转轴66的转动，长臂64以及短臂65与其一体地转动。

进而，在短臂65的另一端部自由转动地安装有所述的连接轴59，由此，短臂65经由连接轴59连接到下连杆54上。

接着，说明如上构成的可变气门升程机构50的动作。在该可变气门升程机构50中，来自ECU 2的后述的升程控制输入U_liftin被输入给升程致动器60时，螺纹轴61a旋转，通过随之的螺母62的移动，长臂64以及短臂65以回转轴66为中心转动，同时伴随该短臂65的转动，摇臂机构51的下连杆54以下销58为中心转动。即，通过升程致动器60驱动下连杆54。

此时，通过与未图示的挡块抵接，短臂65的转动范围被限制在图5A所示的最大升程位置和图5B所示的最小升程位置之间，由此，下连杆54的转动范围也被限制于在图4中实线所示的最大升程位置和在图4中双点划线所示的最小升程位置之间。

在下连杆54处于最大升程位置的情况下，在由摇臂轴56、上下的销55、58以及连接轴59构成的四节连杆中，构成为上销55以及下销58的中心间的距离比摇臂轴56以及连接轴59的中心间的距离长，由此，如图6A所示，进气凸轮6旋转时，调节螺栓52a的移动量比进气凸轮6与滚轮57之间的抵接点的移动量大。

另一方面，在下连杆54处于最小升程位置的情况下，在上述四节连杆中，构成为上销55以及下销58的中心间的距离比摇臂轴56以及连接轴59的中心间的距离短，由此，如图6B所示，进气凸轮6旋转时，调节螺栓52a的移动量比进气凸轮6与滚轮57之间的抵接点的移动量小。

根据以上的原因，在下连杆54位于最大升程位置时，进气门4以比位于最小升程位置时大的气门升程Liftin打开。具体来说，在进气凸轮6的旋转中，在下连杆54位于最大升程位置时，进气门4按照图7的实线所示的气门升程曲线打开，气门升程Liftin表现出其最大值Liftinmax。另一方面，在下连杆54位于最小升程位置时，按照图7的双点划线所示的气门升程曲线打开，气门升程Liftin表现出其最小值Liftinmin。

从而，在该可变气门升程机构50中，经由升程致动器60，使下连杆54在最大升程位置和最小升程位置之间转动，从而可以在最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之间无级地改变气门升程Liftin。

另外，在该可变气门升程机构50中设有未图示的锁定机构，通过该锁定机构，在升程控制输入U_Liftin被设定为后述的故障时用值U_liftin_fs时、或在来自ECU 2的升程控制输入U_Liftin由于断路等而没被输入给升程致动器60时，锁定可变气门升程机构50的动作。即，可变气门升程机构50所实现的气门升程Liftin的改变被禁止，气门升程Liftin保持最小值Liftinmin。另外，在后述的凸轮相位Cain保持预定的锁定值的情况下，该最小值Liftinmin被设定为可以作为吸入空气量确保预定的故障时用值的值。该预定的故障时用值被设定为如下的值：在停车中、可以适当地进行怠速运转或发动机起动，同时在行驶中、可以维持低速行驶状态。

此外，在发动机3中设有转动角传感器25(参照图2)，该转动角传感器25检测回转轴66即短臂65的转动角，将该检测信号输出给ECU 2。ECU 2基于该转动角传感器25的检测信号，计算气门升程Liftin。另外，在本实施方式中，转动角传感器25相当于工作状态参数检测单元，气门升程Liftin相当于工作状态参数。

接着，说明前述的可变凸轮相位机构70。该可变凸轮相位机构70向超前侧或滞后侧无级地改变进气凸轮轴5相对于曲轴3d的相对相位(以下称为‘凸轮相位’)Cain，其被设置在进气凸轮轴5的进气链轮侧的端部。如图8所示，可变凸轮相位机构70具有外壳71、三片式叶片72、油压泵73以及电磁阀机构74等。

该外壳71与进气凸轮轴5上的进气链轮构成为一体，具有相互等间隔地形成的三个隔壁71a。叶片72被同轴地安装在进气凸轮轴5的进气链轮侧的端部，从进气凸轮轴5向外部以放射状延伸，同时可旋转地容纳于外壳71内。此外，在外壳71中，在隔壁71a和叶片72之间形成有三个超前室75和三个滞后室76。

油压泵73是与曲轴3d连接的机械式的泵，曲轴3d旋转时，随之经由油路77c吸入蓄积在发动机3的油盘3e中的润滑油(也兼带工作油)，同时在升压后的状态下，将其经由油路77c提供给电磁阀机构74。

电磁阀机构74是将滑阀机构74a以及电磁线圈74b组合而成，经由超前油路77a以及滞后油路77b分别与超前室75和滞后室76连接，同时将从油压泵73提供的油压分别输出给超前室75和滞后室76，作为超前油压Pad以及滞后油压Prt。电磁阀机构74的电磁线圈74b与ECU 2电连接，在输入了来自ECU 2的后述的相位控制输入U_Cain时，根据相位控制输入U_Cain、在预定的移动范围内移动滑阀机构74a，从而使超前油压Pad以及滞后油压Prt都变化。

在以上的可变凸轮相位机构70中，在油压泵73的动作中、电磁阀机构74根据相位控制输入U_Cain而动作，由此将超前油压Pad提供给超前室75，将滞后油压Prt提供给滞后室76，由此，向超前侧或滞后侧改变叶片72和外壳71之间的相对相位。其结果是，前述的凸轮相位Cain在最滞后值Cainrt和最超前值Cainad之间连续地变化，由此，在图9中实线所示的最滞后定时和图9中双点划线所示的最超前定时之间无级地改变进气门4的气门正时。另外，在后述的控制处理中，最滞后值Cainrt被设定为0°，最超前值Cainad被设定为正的预定角度(例如为100°)。

此外，在该可变凸轮相位机构70中设有未图示的锁定机构，在来自油压泵73的供给油压低时、相位控制输入U_Cain被设定为后述的故障时用值U_Cain_fs时、以及相位输入U_Cain由于断路等而没被输入给电磁阀机构74时，通过该锁定机构锁定可变凸轮相位机构70的动作。即，可变凸轮相位机构70所实现的凸轮相位Cain的改变被禁止，凸轮相位Cain保持预定的锁定值。如前所述，在气门升程Liftin保持最小值Liftinmin的情况下，该预定的锁定值被设定为可以作为吸入空气量确保预定的故障时用值的值。

如上所述，在本实施方式的可变式进气门机构40中，通过可变气门升程机构50无级地改变气门升程Liftin，同时通过可变凸轮相位机构70在前述的最滞后定时和最超前定时之间无级地改变凸轮相位Cain即进气门4的气门正时。此外，如后所述，由ECU 2经由可变气门升程机构50以及可变凸轮相位机构70分别控制气门升程Liftin和凸轮相位Cain，由此控制吸入空气量。另外，在以下的说明中，将可变气门升程机构50以及可变凸轮相位机构70统称为‘两个可变机构’。

另一方面，在进气凸轮轴5的与可变凸轮相位机构70相反侧的端部设有凸轮角传感器26(参照图2)。该凸轮角传感器26例如由磁转子以及MRE拾取器构成，伴随进气凸轮轴5的旋转，每过预定的凸轮角(例如为1°)向ECU 2输出作为脉冲信号的CAM信号。ECU 2根据该CAM信号以及前述的CRK信号，计算凸轮相位Cain。

进而，如图2所示，在ECU 2上连接有油门开度传感器27、油温传感器28以及点火开关(以下称为‘IG/SW’)29。该油门开度传感器27向ECU 2输出表示车辆的未图示的油门踏板的踩下量(以下称为‘油门开度’)AP的检测信号。

此外，油温传感器28由热敏电阻等构成，向ECU 2输出表示作为发动机3的润滑油的温度的油温Toil的检测信号。另外，在本实施方式中，油温Toil相当于温度参数。进而，IG/SW 29通过点火开关(未图示)操作被接通/断开，同时向ECU 2输出表示其接通/断开状态的信号。

ECU 2通过由CPU、RAM、ROM以及I/O接口(均未图示)等构成的微计算机构成，根据前述的各种传感器20～28的检测信号以及IG/SW 29的接通/断开信号等，判别发动机3的运转状态，同时根据运转状态，如后所述地执行空燃比控制、点火正时控制以及可变机构控制等。该ECU 2的RAM由带有停电补偿功能的RAM构成，在IG/SW 29断开、发动机3停止时，也保持内部的数据。

另外，在本实施方式中，ECU 2相当于估计机构温度计算单元、工作状态参数检测单元、校正单元、控制单元、空燃比参数检测单元、目标空燃比计算单元、空燃比控制参数计算单元、燃料量确定单元、空燃比控制单元、点火正时确定单元、工作状态参数估计值计算单元、校正量计算单元、以及校正后参数计算单元。

接着，说明本实施方式的控制装置1。该控制装置1具有执行空燃比控制的空燃比控制器100(参照图10)、执行点火正时控制的点火正时控制器180(参照图26)，具体来说，它们都由ECU 2构成。

首先说明空燃比控制器100。另外，在本实施方式中，空燃比控制器100相当于控制单元、燃料量确定单元以及空燃比控制单元。如以下所叙述的那样，该空燃比控制器100针对每个燃料喷射阀10计算燃料喷射量TOUT，如图10所示，具有进气量计算部110、目标空燃比计算部111、空燃比校正系数计算部112、空燃比指标值计算部113、放大元件114、总校正系数计算部115、乘法元件116以及燃料附着校正部117。

如后所述，在进气量计算部110中，根据发动机水温TW、大气温度TA、油温Toil、发动机转速NE、空气流量Gin、气门升程Liftin、凸轮相位Cain、检测空燃比KACT以及空燃比指标值KAF，计算吸入空气量Gcyl。

此外，在目标空燃比计算部111(目标空燃比计算单元)中，根据吸入空气量Gcyl以及油门开度AP，通过检索图11所示的映射图，计算目标空燃比KCMD。在该映射图中，目标空燃比KCMD的值被设定为当量比，同时基本上设定为相当于理论空燃比的值(1.0)，以将催化装置14的排气净化性能保持在良好的状态。另外，在本实施方式中，目标空燃比计算部111相当于目标空燃比计算单元。

另一方面，在空燃比校正系数计算部112中，根据检测空燃比KACT以及目标空燃比KCMD，计算空燃比校正系数KAFD。具体来说，为了使混合气体的空燃比即检测空燃比KACT收敛于目标空燃比KCMD，空燃比校正系数KAFD通过以下的式(1)～(5)所示的简易型的响应指定型控制算法(滑模控制算法或向后步进(back-stepping)控制算法)来计算，被计算为当量比换算值。

KAFD(n)＝Urch(n)+Uadp(n)                       .....(1)

Urch(n)＝-Krch′·σ′(n)                      .....(2)

Uadp(n)＝Uadp(n-1)-Kadp′·σ′(n)             .....(3)

σ′(n)＝e(n)+S′·e(n-1)                      .....(4)

e(n)＝KACT(n)-KCMD(n)                          .....(5)

这些式(1)～(5)中的带有记号(n)的各离散数据表示是按照与TDC信号的发生定时同步的控制周期ΔTn进行采样或计算出的数据，记号n表示各离散数据的采样或计算循环的序号。例如，记号n表示是在本次的控制定时进行采样或计算出的值，记号n-1表示是前次的控制定时采样或计算出的值。这一点在以下的离散数据中也是同样的。另外，在以下的说明中，适当省略各离散数据中的记号(n)等。

如上述式(1)所示，空燃比校正系数KAFD被计算为趋近律输入Urch和自适应律输入Uadp之和，由式(2)计算该趋近律输入Urch。在该式(2)中，Krch′表示预定的趋近律增益，σ′是如式(4)这样定义的切换函数。在该式(4)中，S′是设定为使-1＜S′＜0的关系成立的切换函数设定参数，e是如式(5)这样定义的追随误差。

此外，由式(3)计算自适应律输入Uadp，在该式(3)中，Kadp′表示预定的自适应律增益。另外，该自适应律输入Uadp的初始值被设定为值1。

如上所述，在空燃比校正系数计算部112中，根据检测空燃比KACT以及目标空燃比KCMD计算空燃比校正系数KAFD。另外，在本实施方式中，空燃比校正系数计算部112相当于空燃比控制参数计算单元，空燃比校正系数KAFD相当于空燃比控制参数。

另一方面，在空燃比指标值计算部113中，基于空燃比校正系数KAFD以及目标空燃比KCMD，通过下式(6)计算空燃比指标值KAF。

$\mathrm{KAF}\left(n\right)=\frac{\mathrm{KAFD}\left(n\right)}{\mathrm{KCMD}\left(n\right)}----\left(6\right)$

进而，在放大元件114中，基于吸入空气量Gcyl通过下式(7)计算基本燃料喷射量Tcyl_bs。这里，Kgt是针对每个燃料喷射阀10预先设定的换算系数。

Tcyl_bs(n)＝Kgt·Gcyl(n)              .....(7)

另一方面，在总校正系数计算部115中，根据发动机水温TW以及大气温度TA等的表示运转状态的各种参数，检索未图示的各种映射图，由此计算各种校正系数，同时将这些各种校正系数相乘，从而计算总校正系数KTOTAL。

此外，在乘法元件116中，通过下式(8)计算要求燃料喷射量Tcyl。

Tcyl(n)＝Tcyl_bs(n)·KAFD(n)·KTOTAL(n)       .....(8)

进而，在燃料附着校正部117中，通过对如上这样计算出的要求燃料喷射量Tcyl进行预定的燃料附着校正处理，来计算燃料喷射量TOUT(燃料量)。然后，基于该燃料喷射量TOUT确定燃料喷射阀10的燃料喷射定时以及开阀时间，控制燃料喷射阀10。

接着，说明前述的进气量计算部110。如图12所示，进气量计算部110具有校正后气门升程计算部120、第一估计进气量计算部121、第二估计进气量计算部122、工作状态判断部123以及进气量选择部124。

如后所述，在校正后气门升程计算部120中，根据发动机水温TW等的各种参数，按照与所述的控制周期ΔTn不同的预定的控制周期ΔT(例如为10msec)计算校正后气门升程Liftin_mod。另外，在本实施方式中，校正后气门升程Liftin_mod相当于校正后参数。

此外，在第一估计进气量计算部121中，通过下式(9)计算第一估计进气量Gcyl_vt。另外，在本实施方式中，第一估计进气量Gcyl_vt相当于负荷参数。

Gcyl_vt(n)＝K_gcyl_vt(n)·Gcyl_vt_base(n)      .....(9)

这里，Gcyl_vt_base表示第一估计进气量的映射值，K_gcyl_vt表示校正系数，如下地计算这些值。

首先，根据发动机转速NE以及校正后气门升程Liftin_mod、通过检索图13所示的映射图来计算映射值Gcyl_vt_base。在该情况下，如前所述，由于按照与控制周期ΔTn不同的控制周期ΔT计算校正后气门升程Liftin_mod，所以使用按控制周期ΔTn采样的值Liftin_mod(n)。另外，在图13中，NE1～NE3是使NE1＜NE2＜NE3的关系成立的发动机转速NE的预定值，这一点在以下说明中也是同样的。

在该映射图中，对于映射值Gcyl_vt_base，在NE＝NE1或NE2的情况下，在校正后气门升程Liftin_mod小的区域中，校正后气门升程Liftin_mod越大，则被设定为越大的值，在校正后气门升程Liftin_mod接近于最大值Liftinmax的区域中，校正后气门升程Liftin_mod越大，则被设定为越小的值。这是由于：在低/中转速区域中，在校正后气门升程Liftin_mod接近最大值Liftinmax的区域中为越大的值，则进气门4的打开时间越长，从而充填效率由于进气的返流而下降。

对于映射值Gcyl_vt_base，在NE＝NE3的情况下，校正后气门升程Liftin_mod越大，则被设定为越大的值。这是由于在高转速区域中，即使在校正后气门升程Liftin_mod大的区域中，也由于进气的惯性力而难以发生上述进气的返流，因此校正后气门升程Liftin_mod越大，则充填效率越高。

另一方面，通过根据发动机转速NE以及凸轮相位Cain检索图14所示的映射图来计算校正系数K_gcyl_vt。在该映射图中，对于校正系数K_gcyl_vt，在NE＝NE1或NE2的情况下，在凸轮相位Cain接近最滞后值Cainrt的区域中，越接近最滞后值Cainrt，则被设定为越小的值，在除此以外的区域中，凸轮相位Cain越是最超前值Cainad侧的值，则被设定为越小的值。这是由于在低/中转速区域中，在凸轮相位Cain接近最滞后值Cainrt的区域中，越接近最滞后值Cainrt，则进气门4的关闭定时越延迟，从而充填效率由于进气的返流而下降，还由于在除此以外的区域中，凸轮相位Cain越接近最超前值Cainad，则由于内部EGR量伴随气门重叠角的增大而增大，充填效率下降。

此外，在NE＝NE3的情况下，对于校正系数K_gcyl_vt，在凸轮相位Cain接近最滞后值Cainrt的区域中被设定为恒定值(值1)，在除此以外的区域中，凸轮相位Cain越是最超前值Cainad侧的值，则被设定为越小的值。这是由于：在高转速区域中，即使在凸轮相位Cain接近最超前值Cainad的区域中，也由于所述的进气的惯性力，而难以发生进气的返流。

另一方面，在第二估计进气量计算部122中，基于空气流量Gin以及发动机转速NE，通过下式(10)计算第二估计进气量Gcyl_afm。

$\mathrm{Gcy}1\_\mathrm{afm}\left(n\right)=\frac{\mathrm{Gin}\left(n\right)\·60}{2\·\mathrm{NE}\left(n\right)}----\left(10\right)$

此外，在工作状态判断部123中，判断可变气门升程机构50以及可变凸轮相位机构70中的至少一方是否发生故障，根据其判断结果，设定可变机构故障标志F_VDNG的值。以下，将可变气门升程机构50以及可变凸轮相位机构70统称为‘两个可变机构′。具体讲，对于可变机构故障标志F_VDNG，在判断为两个可变机构中的至少一方发生故障时被设定为‘1’，在判断为都正常时被设定为‘0’。

在该情况下，如下地执行可变气门升程机构50的故障判断。即，在气门升程Liftin和目标气门升程Liftin_cmd之间的偏差的绝对值超过预定的阈值的状态持续了预定时间或以上时、或升程控制输入U_Liftin的绝对值超过预定值的状态持续了预定时间或以上时，判别为可变气门升程机构50处于故障状态，在除此以外时，判别为可变气门升程机构50正常。

此外，可变凸轮相位机构70的故障判断也与上述可变气门升程机构50同样地执行。即，凸轮相位Cain和目标凸轮相位Cain_cmd之间的偏差的绝对值超过预定的阈值的状态持续了预定时间或以上时、或相位控制输入U_Cain的绝对值超过预定值的状态持续了预定时间或以上时，判别为可变凸轮相位机构70处于故障状态，在除此以外时，判别为可变凸轮相位机构70正常。

接着，在进气量选择部124中，根据由工作状态判断部123设定的可变机构故障标志F_VDNG的值，通过下式(11)、(12)计算吸入空气量Gcyl。

·F_VDNG＝0时

     Gcyl(n)＝Gcyl_vt(n)                 ......(11)

·F_VDNG＝1时

    Gcyl(n)＝Gcyl_afm(n)                         .....(12)

即，在两个可变机构都正常时，选择第一估计进气量Gcyl_vt作为吸入空气量Gcyl，在除此以外时，选择第二估计进气量Gcyl_afm作为吸入空气量Gcyl。

接着，说明前述的校正后气门升程计算部120。另外，在本实施方式中，校正后气门升程计算部120相当于估计机构温度计算单元、校正单元、工作状态参数估计值计算单元、校正量计算单元以及校正后参数计算单元。

如下所述，该校正后气门升程计算部120计算校正后气门升程Liftin_mod，如图15所示，具有：FB校正值计算部130、FF校正值计算部131、减法元件132、空燃比控制判断部134、校正值选择部135以及加法元件136。

首先，如后所述，在FB校正值计算部130中，根据发动机转速NE、气门升程Liftin、凸轮相位Cain、检测空燃比KACT以及空燃比指标值KAF，计算FB校正值Dliftin_fb。

另一方面，在FF校正值计算部131中，通过下述方法计算FF校正值Dliftin_test。该FF校正值Dliftin_test是如下的值：可变气门升程机构50自己的温度发生变化时，由于可变气门升程机构50的热伸缩，基于转动角传感器25的检测信号计算出的气门升程Liftin偏离实际的气门升程的值，所以对其进行校正。

首先，对可变气门升程机构50进行热力学建模时，得到下式(13)所示的热力学模型。

$\frac{\mathrm{Tlift}\_\mathrm{hat}(K+1)-\mathrm{Tlift}\_\mathrm{hat}\left(K\right)}{\mathrm{\ΔT}}=\mathrm{\α}\·\mathrm{Gcyl}\_\mathrm{vt}\left(k\right)+\mathrm{\β}\·(\mathrm{Tlift}\_\mathrm{hat}\left(k\right)-\mathrm{TA}\left(k\right))$

$+\mathrm{\γ}\·(\mathrm{Tlift}\_\mathrm{hat}\left(k\right)-\mathrm{TW}\left(k\right))$

$+\mathrm{\δ}\·(\mathrm{Tlift}\_\mathrm{hat}\left(k\right)-\mathrm{Toil}\left(k\right))$

                             ......(13)

在该式(13)中，带有记号(k)的各离散数据表示是按照前述的预定的控制周期ΔT进行采样或计算出的数据。另外，在以下说明中，适当省略各离散数据中的记号(k)。此外，在式(13)中，Tlift_hat是可变气门升程机构50的估计温度(以下称为‘估计机构温度′)，α、β、γ、δ表示预定的模型参数。

这里，式(13)的右边第一项α·Gcyl_vt表示发动机3的发热状态对可变气门升程机构50带来的影响，右边第二项β·(Tlift_hat-TA)表示可变气门升程机构50和大气之间的热传递状态。此外，右边第三项γ·(Tlift_hat-TW)表示可变气门升程机构50和发动机3的冷却水之间的热传递状态，右边第四项δ·(Tlift_hat-Toil)表示可变气门升程机构50和润滑油之间的热传递状态。

关于估计机构温度Tlift_hat整理上述式(13)，同时向过去侧移动离散时间‘1’那么多时，得到下式(14)。通过该式(14)，计算估计机构温度Tlift_hat。

Tlift_hat(k)＝α·ΔT·Gcyl_vt(k-1)+{1+(β+γ+δ)ΔT}Tlift_hat(k-1)-

                    β·ΔT·TA(k-1)-γ·ΔT·TW(k-1)-δ·ΔT·Toil(k-1)

                                                               .....(14)

接着，根据通过上述式(14)计算出的估计机构温度TLift_hat，检索图16所示的映射图，从而计算FF校正值Dliftin_test。在该图中，Tlift1、Tlift2是使Tlift1＜Tlift2的关系成立的估计机构温度Tlift_hat的预定值，Dliftin1是正的预定值。

在该映射图中，在Tlift1＜Tlift_hat＜Tlift2的范围内，估计机构温度Tlift_hat越低，则FF校正值Dliftin_test被设定为越大的值。这是由于以下的原因。即，可变气门升程机构50由于其结构而具有如下的特性：在可变气门升程机构50处于低温状态时，气门升程Liftin相对于进气门4的实际的升程表现出更小的值，同时可变气门升程机构50的温度越低，则实际的升程和气门升程Liftin之间的偏差成为越大的值。从而，为了对其进行校正，如后所述，使用FF校正值Dliftin_test作为气门升程Liftin的加法校正项，同时设定为如上述的倾向。此外，在Tlift_hat≤Tlift1的范围内，被设定为Dliftin_test＝Dlifin1。这是为了避免由于吸入空气量Gcyl的温度校正达到过剩的状态而使发动机3的运转状态恶化。

进而，在Tlift2≤Tlift_hat的范围内，被设定为Dliftin_test＝0。这是由于：在这样的温度区域中，可变气门升程机构50不伸缩而达到稳定的状态，从而不需要气门升程Liftin的温度校正。

接着，在减法元件132中，计算FF校正值和FB校正值之间的偏差(Dliftin_test-Dliftin_fb)。

另一方面，在空燃比判断部134中，判断是否处于空燃比反馈控制中，根据其判断结果，设定反馈控制中标志F_AFFB的值。具体来说，反馈控制中标志F_AFFB在处于空燃比反馈控制中时被设定为‘1’，在不处于该控制中时被设定为‘0’。

接着，在校正值选择部135中，根据由空燃比控制判断部134设定的反馈控制中标志F_AFFB的值，通过下式(15)、(16)，计算升程校正值Dliftin_comp。

·F_AFFB＝1时

    Dlifin_comp(k)＝Dliftin_test(k)-Dliftin_fb(k)       ...(15)

·F_AFFB＝0时

    Dlifin_comp(k)＝Dliftin_test(k)                     ...(16)

即，在处于空燃比反馈控制中时，选择FF校正值和FB校正值之间的偏差(Dliftin_test-Dliftin_fb)作为升程校正值Dliftin_comp，在不处于该控制中时，选择FF校正值Dliftin_test作为升程校正值Dliftin_comp。另外，在本实施方式中，升程校正值Dliftin_comp以及FB校正值Dliftin_fb相当于校正量。

接着，在加法元件136中，通过下式(17)计算校正后气门升程Liftin_mod。

Lifin_mod(k)＝Liftin(k)+Dliftin_comp(k)              .....(17)

接着，说明前述的FB校正值计算部130。如图17所示，该FB校正值计算部130具有：第三估计进气量计算部140、延迟元件141、142、144、估计气门升程计算部143、减法元件145、加权统计处理滤波器146以及响应指定型控制器147。

首先，说明第三估计进气量计算部140。该第三估计进气量计算部140按照前述的控制周期ΔTn计算第三估计进气量Gcyl_hat。具体来说，如图18所示，具有四个延迟元件150～153、基本值计算部154、误差估计系数计算部155以及乘法元件156。

在四个延迟元件150～153中，分别对于发动机转速NE、凸轮相位Cain、气门升程Liftin以及空燃比指标值KAF计算反映了死区时间d的值NE(n-d)、Cain(n-d)、Liftin(n-d)、KAF(n-d)。该死区时间d是估计通过混合气体的燃烧而在燃烧室内产生的燃烧气体到达LAF传感器24所需的时间，具体来说，根据发动机转速NE以及第一估计进气量Gcyl_vt检索图19所示的映射图来计算。

在图19中，Gcyl1～3是被设定为使Gcyl1＜Gcyl2＜Gcyl3的关系成立的第一估计进气量Gcyl_vt的预定值。在该映射图中，发动机转速NE越高，或第一估计进气量Gcyl_vt越大(即越是高负荷)，则死区时间d被设定为越小的值。这是由于在这样的运转状态下，排气的流速增大，从而排气到达LAF传感器24所需的时间即死区时间d减小。另外，在该映射图中，死区时间d被设定为表示按照控制周期ΔTn进行的运算次数的值。

接着，在基本值计算部154中，通过下式(18)计算第三估计进气量Gcyl_hat的计算所使用的基本值Gcyl_hat_bs。

Gcyl_hat_bs(n)＝K_gcyl_hat(n)·Gcyl_hat_base(n)     .....(18)

这里，Gcyl_hat_base表示第三估计进气量的映射值，K_gcyl_hat表示校正系数，如下地计算这些值。

首先，根据发动机转速NE(n-d)以及气门升程Liftin(n-d)检索图20所示的映射图来计算映射值Gcyl_hat_base。在该映射图中，映射值Gcyl_hat_base被设定为与前述的图13中的映射值Gcyl_vt_base同样的倾向。这是由于与在图13的说明中叙述的原因相同的原因。

此外，根据发动机转速NE(n-d)以及凸轮相位Cain(n-d)检索图21所示的映射图来计算校正系数K_gcyl_hat。在该映射图中，校正系数K_gcyl_hat被设定为与前述的图14中的校正系数K_gcyl_vt同样的倾向。这是由于与在图14的说明中叙述的原因相同的原因。

另一方面，在误差估计系数计算部155中，通过下式(19)计算误差估计系数KEGCYL。

$\mathrm{KEGYL}\left(n\right)=\frac{\mathrm{KACT}\left(n\right)}{\mathrm{KAF}(n-d)}----\left(19\right)$

接着，在乘法元件156中，通过下式(20)计算第三估计进气量Gcyl_hat。

Gcyl_hat(n)＝KEGCYL(n)·Gcyl_hat_bs(n)     .....(20)

如上，在第三估计进气量计算部140中，通过使用对于发动机转速NE、凸轮相位Cain、气门升程Liftin以及空燃比指标值KAF反映了死区时间d的值NE(n-d)、Cain(n-d)、Liftin(n-d)、KAF(n-d)以及检测空燃比的本次值KACT(n)，计算第三估计进气量Gcyl_hat，同时根据发动机转速NE以及第一估计进气量Gcyl_vt来设定死区时间d。由此，可以对于第三估计进气量Gcyl_hat的计算结果，反映通过混合气体的燃烧而在燃烧室内产生的燃烧气体到达LAF传感器24所需的死区时间d，同时还可以反映伴随发动机转速NE以及第一估计进气量Gcyl_vt的变化的死区时间d的变化。其结果是，可以提高第三估计进气量Gcyl_hat的计算精度。

返回图17，在前述的延迟元件141、142中，分别对于发动机转速NE以及凸轮相位Cain计算反映了死区时间d的值NE(k-d)、Cain(k-d)。在该情况下，如前所述，死区时间d被计算为与控制周期ΔT不同的控制周期ΔTn的运算执行次数，所以使用基于发动机转速NE而转换为与控制周期ΔT的执行次数对应的值。

此外，在估计气门升程计算部143中，根据按照控制周期ΔT的第三估计进气量的采样值Gcyl_hat(k)、发动机转速NE(k-d)以及凸轮相位Cain(k-d)，通过检索映射图，计算估计气门升程Liftin_hat(k)。另外，在本实施方式中，估计气门升程Liftin_hat相当于工作状态参数的估计值。

在该情况下，作为估计气门升程Liftin_hat(k)的计算所使用的映射图，设置有：图22所示的Cain(k-d)＝Cainrt用的映射图；图23所示的Cain(k-d)＝Cainmi(相当于Cainad/2的值)用的映射图；图24所示的Cain(k-d)＝Cainad用的映射图；以及与凸轮相位Cain(k-d)处于Cainrt和Cainmi之间、Cainmi和Cainad之间时的多个值分别对应地设定的多个映射图(未图示)。在以上的映射图的检索中，基于发动机转速NE(k-d)、凸轮相位Cain(k-d)以及第三估计进气量Gcyl_hat(k)选择多个值，同时通过相应的多个选择值的插值运算，计算估计气门升程Liftin_hat(k)。

在图22的Cain(k-d)＝Cainrt用的映射图中，在NE(k-d)＝NE2的情况下，Gcyl_hat(k)越大，则估计气门升程Liftin_hat(k)被设定为越大的值。此外，在NE(k-d)＝NE1的情况下，估计气门升程Liftin_hat(k)在Gcyl_hat(k)小于预定值Gcyl4的范围内是比NE(k-d)＝NE2时大的值，并且Gcyl_hat(k)越大，则被设定为越大的值。这是由于：发动机转速NE变化时，共振效果以及进气的惯性效果等导致充填效率发生变化，同时在低转速区域中，发动机转速NE越低，则充填效率越高，得到吸入空气量Gcyl所需的气门升程Liftin越小。进而，在NE(k-d)＝NE1的情况下，在Gcyl_hat(k)≥Gcyl4的范围内，Liftin_hat(k)被设定为恒定值。这是由于：在NE(k-d)＝NE1的情况下，即使使气门升程Liftin比Gcyl_hat(k)＝Gcyl4时的值大，也得不到超过最大值Gcyl4的吸入空气量Gcyl。

进而，在NE(k-d)＝NE3的情况下，估计气门升程Liftin_hat(k)在Gcyl_hat(k)小于预定值Gcyl5的范围内是比NE(k-d)＝NE2时大的值，并且Gcyl_hat(k)越大，则被设定为越大的值。这如上所述是由于：充填效率伴随发动机转速NE的变化而变化，同时在高转速区域中，发动机转速NE越高，则得到吸入空气量Gcyl所需的气门升程Liftin越大。此外，在NE(k-d)＝NE3的情况下，在Gcyl_hat(k)≥Gcyl5的范围内，Liftin_hat(k)被设定为恒定值。这是由于：在NE(k-d)＝NE3的情况下，即使使气门升程Liftin比Gcyl_hat(k)＝Gcyl5时的值大，也得不到超过最大值Gcyl5的吸入空气量Gcyl。

此外，在图23的Cain(k-d)＝Cainmi用的映射图中，在NE(k-d)＝NE1的情况下，在Gcyl_hat(k)小于比前述的预定值Gcyl4大的预定值Gcyl6的范围内，Gcyl_hat(k)越大，则估计气门升程Liftin_hat(k)被设定为越大的值。这是由于：相对于在Cain(k-d)＝Cainrt的情况下、在低转速域中、由于进气门4的延迟关闭而发生返流的现象，在Cain(k-d)＝Cainmi的情况下、在低转速域中也不发生这样的返流，从而吸入空气量Gcyl的最大值变得更大。

进而，在该映射图中，在NE(k-d)＝NE3的情况下，在Gcyl_hat(k)小于比前述的预定值Gcyl5小的预定值Gcyl7的范围内，Gcyl_hat(k)越大，则估计气门升程Liftin_hat(k)被设定为越大的值。这是由于：在Cain(k-d)＝Cainmi的情况下，在高转速区域中，进气的惯性效果比Cain(k-d)＝Cainrt时小，从而吸入空气量Gcyl的最大值变得更小。

另一方面，在图24的Cain(k-d)＝Cainad用的映射图中，在NE(k-d)＝NE1～3中的任意一种的情况下，在Gcyl_hat(k)小于预定值Gcyl8的范围内，仍然是Gcyl_hat(k)越大，则估计气门升程Liftin_hat(k)被设定为越大的值，同时全部被设定为低升程域的值。这是由于：在Cain(k-d)＝Cainad的情况下，伴随气门重叠角的增大，内部EGR量增大，从而吸入空气量Gcyl下降，所以使用低升程域的值作为气门升程Liftin，以确保燃烧的稳定性。此外，在该映射图中，发动机转速NE越高，则估计气门升程Liftin_hat(k)被设定为越小的值。这是由于：发动机转速NE越高，则排气的扫气效果越高、内部EGR量越低，从而用于得到相同的吸入空气量Gcyl的气门升程Liftin变得更小。

另一方面，在延迟元件144中，计算反映了气门升程Liftin的死区时间d的值Liftin(k-d)。然后，在减法元件145中，通过下式(21)计算估计误差Elift。

Elift(k)＝Liftin_hat(k)-Liftin(k-d)    .....(21)

接着，在加权统计处理滤波器146中，通过下式(22)、(23)所示的加权递推型统计处理算法计算估计误差的统计处理值Elift_LS。

$\mathrm{Elift}\_\mathrm{LS}\left(k\right)=\mathrm{Elift}\_\mathrm{LS}(k-1)+\frac{P\left(k\right)}{1+P\left(k\right)}E\_\mathrm{LS}\left(k\right)----\left(22\right)$

E_LS(k)＝Elift(k)-Elift_LS(k-1)       ......(23)

在上述式(22)中，P是权重增益，E_LS是如式(23)这样定义的偏差。根据气门升程Liftin(k-d)检索图25所示的映射图而计算该权重增益P。在该映射图中，气门升程Liftin(k-d)越大，则权重增益P被设定为越小的值。这是由于以下原因。

即，如前述的图22～24所示，在第三估计进气量Gcyl_hat大的区域中，估计气门升程Liftin_hat相对于第三估计进气量Gcyl_hat的斜率大，从而估计气门升程Liftin_hat对于吸入空气量的灵敏度高，因此第三估计进气量Gcyl_hat的估计误差大时，导致估计气门升程Liftin_hat的估计误差Elift也变大。其结果是，随着估计气门升程Liftin_hat的估计误差Elift的增大，FB校正值Dliftin_fb的计算精度也降低。从而，如上所述，气门升程Liftin(k-d)越大，则权重增益P被设定为越小的值，以提高FB校正值Dliftin_fb的计算精度、即校正后气门升程Liftin_mod的计算精度。

接着，在响应指定型控制器147中，通过下式(24)、(25)所示的简易型的响应指定型控制算法计算FB校正值Dliftin_fb。

$\mathrm{Dliftin}\_\mathrm{fb}\left(k\right)=-\mathrm{Krch}\·\mathrm{\σ}\left(k\right)-\mathrm{Kadp}\·\underset{i}{\overset{k}{\mathrm{\Σ}}}\mathrm{\σ}\left(i\right)----\left(24\right)$

σ(k)＝Elift_LS(k)+S·Elift_LS(k-1)       .....(25)

在该式(24)中，Krch表示预定的趋近律增益，Kadp表示预定的自适应律增益。此外，式(25)的σ是如式(25)这样定义的切换函数，该式(25)的S是被设定为使-1＜S＜0的关系成立的切换函数设定参数。

这样，在响应指定型控制器147中，通过简易型的响应指定型控制算法来计算FB校正值Dliftin_fb，所以计算为使估计误差的统计处理值Elift_LS收敛于值0。即，将FB校正值Dliftin_fb计算为使估计误差的统计处理值Elift_LS为最小，结果计算为使估计误差Elift为最小。

另外，如上所述，在FB校正值Dliftin_fb的计算中，对于发动机转速NE、凸轮相位Cain以及气门升程Liftin使用反映了死区时间d的值NE(k-d)、Cain(k-d)、Liftin(k-d)的原因与在前述的第三估计进气量Gcyl_hat的计算中叙述的原因相同。

接着，参照图26说明点火正时控制器180。另外，在本实施方式中，点火正时控制器180相当于控制单元以及点火正时确定单元。如以下所述，该点火正时控制器180计算点火正时Iglog，具有：最大估计进气量计算部181、归一化进气量计算部182、基本点火正时计算部183、点火校正值计算部184以及加法元件185。

如以下所述，最大估计进气量计算部181根据发动机转速NE以及凸轮相位Cain计算最大估计进气量Gcyl_max。具体来说，首先，根据发动机转速NE检索图27所示的映射图，由此计算最大估计进气量的基本值Gcyl_max_base。

在该映射图中，对于基本值Gcyl_max_base，在低中转速区域中，发动机转速NE越高，则被设定为越大的值，在高转速区域中，发动机转速NE越高，则被设定为越小的值，同时在中转速区域的预定值时，被设定为表现出其最大值。这是由于：从运转性的观点出发，将进气系统构成为，在中转速区域的预定值时充填效率最高。

此外，根据发动机转速NE以及凸轮相位Cain检索图28所示的映射图，由此计算校正系数K_gcyl_max。在该映射图中，对于校正系数K_gcyl_max，在NE＝NE1或NE2的情况下，在凸轮相位Cain接近最滞后值Cainrt的区域中，越接近最滞后值Cainrt，则被设定为越小的值，在除此以外的区域中，凸轮相位Cain越是最超前值Cainad侧的值，则被设定为越小的值。进而，在NE＝NE3的情况下，对于校正系数K_gcyl_max，在凸轮相位Cain接近最滞后值Cainrt的区域中，被设定为恒定值(值1)，在除此以外的区域中，凸轮相位Cain越是最超前值Cainad侧的值，则被设定为越小的值。这样设定校正系数K_gcyl_max的原因与在前述的校正系数K_gcyl_vt的计算所使用的图14的映射图的说明中叙述的原因相同的原因。

然后，使用如上计算出的最大估计进气量的基本值Gcyl_max_base以及校正系数K_gcyl_max，通过下式(26)计算最大估计进气量Gcyl_max。

Gcyl_max(n)＝K_gcyl_max(n)·Gcyl_max_base(n)   .....(26)

接着，在归一化进气量计算部182中，通过下式(27)计算归一化进气量Kgcyl。在该情况下，吸入空气量Gcyl使用前述的由进气量计算部110计算出的值。

$\mathrm{Kgcyl}\left(n\right)=\frac{\mathrm{Gcyl}\left(n\right)}{\mathrm{Gcyl}\_\max \left(n\right)}----\left(27\right)$

进而，如下所述，在基本点火正时计算部183中，根据归一化进气量Kgcyl、发动机转速NE以及凸轮相位Cain检索基本点火正时映射图来计算基本点火正时Iglog_map。在该情况下，作为基本点火正时映射图，由图29所示的Cain＝Cainrt用的映射图、图30所示的Cain＝Cainad用的映射图、以及与凸轮相位Cain位于最滞后值Cainrt和最超前值Cainad之间时的多级的凸轮相位Cain的值分别对应地设定的多个映射图(未图示)构成。

在以上的基本点火正时映射图的检索中，基于归一化进气量Kgcyl、发动机转速NE以及凸轮相位Cain选择多个值，同时通过相应的多个选择值的插值运算，计算基本点火正时Iglog_map。

此外，在点火校正值计算部184中，根据大气温度TA、发动机水温TW以及目标空燃比KCMD等检索未图示的映射图，由此计算各种校正值，基于这些各种校正值，计算点火校正值Diglog。

进而，在加法元件185中，通过下式(28)计算点火正时Iglog。

Iglog(n)＝Iglog_map(n)+Diglog(n)       .....(28)

然后，火花塞11被控制为按照与该点火正时Iglog对应的放电定时放电。

接着，参照图31，说明由ECU 2按照前述的控制周期ΔTn执行的控制处理。另外，在以下的说明中计算的各种值被存储在ECU 2的RAM内。在该处理中，首先在步骤1(在图中简记为‘S1′。以下相同)中执行空燃比控制处理。该空燃比控制处理用于计算燃料喷射量TOUT，后述其细节。

接着，在步骤2中，执行点火正时控制处理。该点火正时控制处理用于计算点火正时Iglog，后述其细节。

接着，在步骤3中使用空燃比校正系数KAFD以及目标空燃比KCMD，通过前述的式(6)计算空燃比指标值KAF。然后，在步骤4中，根据第一估计进气量Gcyl_vt以及发动机转速NE检索前述的图19的映射图来计算死区时间d。

接着，在步骤5中通过前述的运算方法计算基本值Gcyl_hat_bs。即，根据发动机转速NE(n-d)以及气门升程Liftin(n-d)检索图20所示的映射图来计算映射值Gcyl_hat_base，进而，根据发动机转速NE(n-d)以及凸轮相位Cain(n-d)检索图21所示的映射图来计算校正系数K_gcyl_hat。然后，使用这些值Gcyl_hat_bs、K_gcyl_hat，通过前述的式(18)，计算基本值Gcyl_hat_bs。

接着，进至步骤6，通过前述的式(19)计算误差估计系数KEGCYL，在接着步骤6的步骤7中，通过前述的式(20)，计算第三估计进气量Gcyl_hat。然后，结束本处理。

以下，参照图32说明前述的步骤1的空燃比控制处理。本处理用于对每个燃料喷射阀10计算燃料喷射量TOUT，相当于前述的空燃比控制器100中的计算处理。

该处理中，首先，在步骤20中，计算基本燃料喷射量Tcyl_bs。具体来说，如图33那样执行该基本燃料喷射量Tcyl_bs的计算处理。即，首先，在步骤30中，通过前述的式(10)计算第二估计进气量Gcyl_afm。

接着，在步骤31中，对存储在RAM内的校正后气门升程Liftin_mod的值进行采样。另外，如后所述，按照与本处理的控制周期ΔTn不同的控制周期ΔT计算该校正后气门升程Liftin_mod。

接着，在步骤32～34中，通过前述的方法计算第一估计进气量Gcyl_vt。即，根据发动机转速NE以及校正后气门升程Liftin_mod检索前述的图13的映射图，由此计算映射值Gcyl_vt_base(步骤32)，根据发动机转速NE以及凸轮相位Cain，通过检索前述的图14的映射图，计算校正系数K_gcyl_vt(步骤33)。然后，通过前述的式(9)计算第一估计进气量Gcyl_vt(步骤34)。

接着，进至步骤35，判别前述的可变机构故障标志F_VDNG是否为‘1’。在其判别结果为“否”、两个可变机构都正常时，进至步骤36，将吸入空气量Gcyl设定为第一估计进气量Gcyl_vt。

另一方面，在步骤35的判别结果为“是”、两个可变机构中的至少一方出现了故障时，进至步骤37，将吸入空气量Gcyl设定为第二估计进气量Gcyl_afm。

在接着步骤36或37的步骤38中，将基本燃料喷射量Tcyl_bs设定为换算系数与吸入空气量之积Kgt·Gcyl之后，结束本处理。

返回图32，在步骤20中，如上所述计算出基本燃料喷射量Tcyl_bs之后，进至步骤21，计算总校正系数KTOTAL。具体来说，如前所述，根据各种运转参数(例如大气温度TA、大气压PA、发动机水温TW、油门开度AP等)检索各种映射图来计算各种校正系数，同时通过将这些各种校正系数相乘，来计算总校正系数KTOTAL。

接着，进至步骤22，如前所述，根据油门开度AP以及吸入空气量Gcyl检索图11所示的映射图，由此计算目标空燃比KCMD。

接着，进至步骤23，计算空燃比校正系数KAFD。具体来说，如图34那样执行该空燃比校正系数KAFD的计算。

首先，在步骤40中，判别执行条件标志F_AFFBOK是否为‘1’。该执行条件标志F_AFFBOK表示空燃比反馈控制的执行条件是否成立，在未图示的处理中，在以下的(c1)～(c4)的执行条件都成立时，设定为‘1’，在(c1)～(c4)的执行条件中的至少一个不成立时，设定为‘0’。

(c1)LAF传感器已激活。

(c2)发动机3不处于稀薄燃烧运转中且不处于断油运转中。

(c3)发动机转速NE以及油门开度AP都是预定的范围内的值。

(c4)不处于点火正时的滞后控制中。

在步骤40中的判别结果为“是”、空燃比反馈控制的执行条件成立时，进至步骤41，通过前述的式(1)～(5)的简易型的响应指定型控制算法计算空燃比校正系数KAFD。

接着，进至步骤42，将反馈控制中标志F_AFFB设定为‘1’，以表示通过前述的式(1)～(5)计算出空燃比校正系数KAFD、即处于空燃比反馈控制的执行中，之后，结束本处理。

另一方面，在步骤40的判别结果为“否”、空燃比反馈控制的执行条件不成立时，进至步骤43，将空燃比校正系数KAFD设定为目标空燃比KCMD。接着，在步骤44中，将反馈控制中标志F_AFFB设定为‘0’，以表示未执行空燃比反馈控制，之后，结束本处理。

返回图32，在步骤23中如上计算出空燃比校正系数KAFD之后，进至步骤24，通过前述的式(8)计算要求燃料喷射量Tcyl。接着，在步骤25中，如前所述，通过对要求燃料喷射量Tcyl进行预定的燃料附着校正处理，计算出燃料喷射量TOUT之后，结束本处理。然后，通过ECU2，基于如上计算出的燃料喷射量TOUT，确定燃料喷射阀10的燃料喷射定时以及开阀时间，控制燃料喷射阀10。其结果是，将混合气体的空燃比即检测空燃比KACT反馈控制为收敛于目标空燃比KCMD。

以下，参照图35说明前述的步骤2的点火正时控制处理。本处理如下所述用于计算点火正时Iglog，相当于前述的点火正时控制器180中的计算处理。

在该处理中，首先，在步骤50中判别前述的可变机构故障标志F_VDNG是否为‘1’。在其判别结果为“否”、两个可变机构都为正常时，进至步骤51，判别发动机起动标志F_ENGSTART是否为‘1’。

在未图示的判断处理中，通过根据发动机转速NE以及IG/SW 29的接通/断开信号，判断是否处于发动机起动控制中即起动(cranking)中而设定该发动机起动标志F_ENGSTART，具体来说，在处于发动机起动控制中时设定为‘1’，在除此以外时，设定为‘0’。

在步骤51的判别结果为“是”、处于发动机起动控制中时，进至步骤52，将点火正时Iglog设定为预定的起动时用值Ig_crk(例如为BTDC10°)之后，结束本处理。

另一方面，在步骤51的判别结果为“否”、不处于发动机起动控制中时，进至步骤53，判别油门开度AP是否小于预定值APREF。该预定值APREF用于判别未踩下油门踏板的情况，被设定为可判别未踩下油门踏板的值(例如为1°)。

在其判别结果为“是”、未踩下油门踏板时，进至步骤54，判别起动后计时器的计时值Tast是否小于预定值Tastlmt。该起动后计时器对发动机起动控制结束后的经过时间进行计时，由向上计数式的计时器构成。

在其判别结果为“是”、Tast＜Tastlmt时，认为应执行催化剂预热控制，进至步骤55，计算催化剂预热用值Ig_ast。具体来说，通过下式(29)～(31)的响应指定型控制算法来计算该催化剂预热用值Ig_ast。

$\mathrm{Ig}\_\mathrm{ast}\left(n\right)=\mathrm{Ig}\_\mathrm{ast}\_\mathrm{base}+\mathrm{Krch}\_\mathrm{ig}\·\mathrm{\σ}\_\mathrm{ig}\left(n\right)-\mathrm{Kadp}\_\mathrm{ig}\·\underset{i=0}{\overset{n}{\mathrm{\Σ}}}\mathrm{\σ}\_\mathrm{ig}\left(i\right)----\left(29\right)$

σ_ig(n)＝Enast(n)+pole_ig·Enast(n-1)   .....(30)

Enast(n)＝NE(n)-NE_ast                   .....(31)

在上述式(29)中，Ig_ast_base表示预定的催化剂预热用的基准点火正时(例如为BTDC 5°)，Krch_ig、Kadp_ig表示预定的趋近律增益以及自适应律增益。此外，σ_ig是如式(30)这样定义的切换函数。在该式(30)中，pole_ig是被设定为使-1＜pole_ig＜0的关系成立的切换函数设定参数，Enast是通过式(31)计算的追随误差。在式(31)中，NE_ast是预定的催化剂预热用的目标转速(例如1800rpm)。通过以上的控制算法，催化剂预热用值Ig_ast被计算为使发动机转速NE收敛于上述催化剂预热用的目标转速NE_ast的值。

接着，进至步骤56，将点火正时Iglog设定为上述催化剂预热用值Ig_ast之后，结束本处理。

另一方面，在步骤53或54的判别结果为“否”时，即在Tast≥Tastlmt时、或未踩下油门踏板时，进至步骤57，执行通常点火正时控制处理。

具体来讲，如图36所示地执行该通常点火正时控制处理。首先，在步骤70中，通过前述的方法计算最大估计进气量Gcyl_max。即，根据发动机转速NE检索图27所示的映射图，计算最大估计进气量的基本值Gcyl_max_base，根据发动机转速NE以及凸轮相位Cain检索图28所示的映射图，计算校正系数K_gcyl_max。然后，基于如上计算出的两个值Gcyl_max_base、K_gcyl_max，通过前述的式(26)计算最大估计进气量Gcyl_max。

接着，在步骤71中，通过前述的式(27)计算归一化进气量Kgcyl。然后，在步骤72中，通过前述的方法计算基本点火正时Iglog_map。即，根据归一化进气量Kgcyl、发动机转速NE以及凸轮相位Cain，检索图29、30等的基本点火正时映射图，选择多个值，同时通过相应的多个选择值的插值运算，计算基本点火正时Iglog_map。

接着，在步骤73中，通过前述的方法计算点火校正值Diglog。即，根据大气温度TA、发动机水温TW以及目标空燃比KCMD等，检索未图示的映射图，由此计算各种校正值，基于这些各种校正值，计算点火校正值Diglog。接着，在步骤74中，通过前述的式(28)计算出点火正时Iglog之后，结束本处理。

返回图35，在步骤57中，如上执行通常点火正时控制处理之后，结束本处理。

另一方面，在步骤50的判别结果为“是”、两个可变机构中的至少一方出现故障时，进至步骤58，计算故障时用值Ig_fs。具体来说，通过下式(32)～(34)的响应指定型控制算法计算该故障时用值Ig_fs。

$\mathrm{Ig}\_\mathrm{fs}\left(n\right)=\mathrm{Ig}\_\mathrm{fs}\_\mathrm{base}-\mathrm{Krch}\_i{g}^{\#}\·\mathrm{\σ}\_{\mathrm{ig}}^{\#}\left(n\right)-\mathrm{Kadp}\_i{g}^{\#}\·\underset{i=0}{\overset{n}{\mathrm{\Σ}}}\mathrm{\σ}\_{\mathrm{ig}}^{\#}\left(i\right)----\left(32\right)$

σ_ig^#(n)＝Enfs(n)+pole_ig^#·Enfs(n-1)      .....(33)

Enfs(n)＝NE(n)-NE_fs                        .....(34)

在上述式(32)中，Ig_fs_base表示预定的故障时用的基准点火正时(例如为TDC±0°)，Krch_ig^#、Kadp_ig^#表示预定的趋近律增益以及自适应律增益。此外，σ_ig^#是如式(33)这样定义的切换函数。在该式(33)中，pole_ig^#是被设定为使-1＜pole_ig^#＜0的关系成立的切换函数设定参数，Enfs是通过式(34)计算的追随误差。在式(34)中，NE_fs是预定的故障时目标转速(例如为2000rpm)。通过以上的控制算法，故障时用值Ig_fs被计算为使发动机转速NE收敛于上述故障时目标转速NE_fs的值。

接着，进至步骤59，将点火正时Iglog设定为上述故障时用值Ig_fs之后，结束本处理。然后，通过ECU 2，将火花塞11控制为按照与如上计算出的点火正时Iglog对应的放电定时放电。

以下，参照图37，说明在ECU 2中、通过计时器设定按照前述的控制周期ΔT执行的控制处理。在该处理中，首先，在步骤80中，对存储在RAM中的第一估计进气量Gcyl_vt以及第三估计进气量Gcyl_hat的值进行采样。即，对Gcyl_vt(k)以及Gcyl_hat(k)进行采样。

接着，在步骤81中，计算估计机构温度Tlift_hat。具体来说，如图38所示这样执行该估计机构温度Tlift_hat的计算，同时在发动机停止时也执行。

即，首先，在步骤90中，判别发动机停止标志F_ENGSTP是否为‘1’。对于该发动机停止标志F_ENGSTP，在未图示的判断处理中，基于IG/SW 29的接通/断开状态以及发动机转速NE，在发动机3处于停止中时设定为‘1’，处于运转中时设定为‘0’。

步骤90的判别结果为“是”、处于发动机停止中时，进至步骤91，判别估计结束标志F_END是否为‘1’。

在其判别结果为“否”时，认为应计算估计机构温度Tlift_hat，进至步骤92，对停止计时器的计时值TMOFF加‘1’。该停止计时器对发动机3的停止时间进行计时。

接着，在步骤93中，判别停止计时器的计时值TMOFF是否为预定值TMREF或以上。该预定值TMREF被设定为由于发动机3的停止时间长而使可变气门升程机构50充分地冷却、因此估计为其温度几乎不发生变化的值(例如相当于6小时的值)。

在该步骤93的判别结果为“否”时，进至步骤94，通过前述的式(14)计算估计机构温度Tlift_hat。然后，结束本处理。

另一方面，在步骤93的判别结果为“是”时，认为应停止计算估计机构温度Tlift_hat，在步骤95中，将估计结束标志F_END设定为‘1’之后，结束本处理。由此，在下次以后的循环中，步骤91的判别结果成为“是”，在该情况下，不计算估计机构温度Tlift_hat而直接结束本处理。

另一方面，在前述的步骤90的判别结果为“否”、处于发动机运转中时，进至步骤96，判别估计结束标志F_END是否为‘1’。在其判别结果为“是”、发动机3的停止时间长时，进至步骤97，将大气温度TA(k)设定为估计机构温度的前次值Tlift_hat(k-1)。

接着，在步骤98中，将估计结束标志F_END设定为‘0’之后，在步骤99中将停止计时器的计时值TMOFF设定为‘0’。接着，如前所述，执行了步骤94之后，结束本处理。

另一方面，在前述的步骤96的判别结果为“否”时，如前所述，在执行了步骤99、94之后，结束本处理。

返回图37，在步骤81中如上这样计算出估计机构温度Tlift_hat之后，进至步骤82，根据估计机构温度Tlift_hat，通过检索前述的图16的映射图，计算FF校正值Dliftin_test。

接着，在步骤83中，判别反馈控制中标志F_AFFB是否为‘1’。在其判别结果为“是”、处于空燃比反馈控制中时，进至步骤84，计算FB校正值Dliftin_fb。具体来说，如图39所示地执行该FB校正值Dliftin_fb的计算。

首先，在步骤110中，对存储在RAM中的第三估计进气量Gcyl_hat的值进行采样。即，对Gcyl_hat(k)进行采样。

接着，进至步骤111，对存储在RAM中的死区时间d的值进行采样，同时基于发动机转速NE，将该采样值换算为相当于控制周期ΔT的执行次数的值。

然后，在步骤112中，基于在步骤11l中计算出的死区时间d，对存储在RAM中的、气门升程Liftin(k-d)、凸轮相位Cain(k-d)以及发动机转速NE(k-d)的值进行采样。

接着，在步骤113中，根据第三估计进气量Gcyl_hat(k)、发动机转速NE(k-d)以及凸轮相位Cain(k-d)，检索前述的图22～24等的映射图，由此计算估计气门升程Liftin_hat(k)。接着，在步骤114中，通过前述的式(21)，计算估计误差Elift。

然后，在步骤115中，通过前述的式(23)计算偏差E_LS，接着，在步骤116中，根据气门升程Liftin(k-d)检索前述的图25的映射图来计算权重增益P。

接着，在步骤117中，通过前述的式(22)计算估计误差的统计处理值Elift_LS。然后，在步骤118中，通过前述的式(25)计算切换函数σ。

接着，在步骤119中，通过前述的式(24)计算出FB校正值Dliftin_fb之后，结束本处理。

返回图37，在步骤84中，如上计算出FB校正值Dliftin_fb之后，进至后述的步骤86。

另一方面，在步骤83的判别结果为“否”、不处于空燃比反馈控制中时，进至步骤85，将FB校正值Dliftin_fb设定为值0。

在接着步骤84或85的步骤86中，将升程校正值Dliftin_comp设定为FF校正值和FB校正值之间的偏差(Dliftin_test-Dliftin_fb)。

接着，进至步骤87，将校正后气门升程Liftin_mod设定为气门升程和升程校正值之和(Liftin+Dliftin_comp)。

然后，在步骤88中，如下所述，在执行可变机构控制处理之后，结束本处理。

以下，参照图40说明上述步骤88的可变机构控制处理。本处理用于计算分别对两个可变机构进行控制用的两个控制输入U_liftin、U_Cain。

在该处理中，首先，在步骤130中，判别前述的可变机构故障标志F_VDNG是否为‘1’。在其判别结果为“否”、两个可变机构都正常时，进至步骤131，判别前述的发动机起动标志F_ENGSTART是否为‘1’。

在其判别结果为“是”、处于发动机起动控制中时，进至步骤132，根据发动机水温TW检索图41所示的映射图，由此计算目标气门升程Liftin_cmd。

在该映射图中，对于目标气门升程Liftin_cmd，在发动机水温TW比预定值TWREF1高的范围内，发动机水温TW越低，则被设定为越大的值，同时在TW≤TWREF1的范围内，被设定为预定值Liftinref。这是由于：在发动机水温TW低的情况下，可变气门升程机构50的摩擦增大，所以要对其进行补偿。

接着，在步骤133中，根据发动机水温TW检索图42所示的映射图来计算目标凸轮相位Cain_cmd。

在该映射图中，对于目标凸轮相位Cain_cmd，在发动机水温TW比预定值TWREF2高的范围内，发动机水温TW越低，则被设定为越滞后侧的值，同时在TW≤TWREF2的范围内，被设定为预定值Cainref。这是由于：在发动机水温TW低的情况下，与水温TW高的情况相比更向滞后侧控制凸轮相位Cain，减小气门重叠角，从而使进气流速上升，实现燃烧的稳定化。

接着，进至步骤134，通过下式(35)～(38)所示的目标值滤波型的2自由度响应指定型控制算法，计算升程控制输入U_Liftin。

$U\_\mathrm{Liftin}\left(k\right)=-\mathrm{Krch}\_\mathrm{lf}\·\mathrm{\σ}\_\mathrm{lf}\left(k\right)-\mathrm{Kadp}\_\mathrm{lf}\·\underset{i=0}{\overset{k}{\mathrm{\Σ}}}\mathrm{\σ}\_\mathrm{lf}\left(i\right)----\left(35\right)$

σ_lf(k)＝E_lf(k)+pole_lf·E_lf(k-1)       .....(36)

E_lf(k)＝Liftin_mod(k)-Liftin_cmd_f(k)     .....(37)

Liftin_cmd_f(k)＝-pole_f_lf·Liftin_cmd_f(k-1)

                 +(1+pole_f_lf)·Liftin_cmd(k).....(38)

在该式(35)中，Krch_lf表示预定的趋近律增益，Kadp_lf表示预定的自适应律增益，进而σ_lf是如式(36)这样定义的切换函数。在该式(36)中，pole_lf是被设定为使-1＜pole_lf＜0的关系成立的切换函数设定参数，E_lf是由式(37)计算的追随误差。在该式(37)中，Liftin_cmd_f是目标气门升程的滤波值，通过式(38)所示的一阶延迟滤波算法来进行计算。在该式(38)中，pole_f_lf是被设定为使-1＜pole_f_lf＜0的关系成立的目标值滤波设定参数。

接着，进至步骤135，通过下式(39)～(42)所示的目标值滤波型的2自由度响应指定型控制算法计算相位控制输入U_Cain。

$U\_\mathrm{Cain}\left(k\right)=-\mathrm{Krch}\_\mathrm{ca}\·\mathrm{\σ}\_\mathrm{ca}\left(k\right)-\mathrm{Kadp}\_\mathrm{ca}\·\underset{i=0}{\overset{k}{\mathrm{\Σ}}}\mathrm{\σ}\_\mathrm{ca}\left(i\right)----\left(39\right)$

σ_ca(k)＝E_ca(k)+pole_ca·E_ca(k-1)         .....(40)

E_ca(k)＝Cain(k)-Cain_cmd_f(k)               .....(41)

Cain_cmd_f(k)＝-pole_f_ca·Cain_cmd_f(k-1)

               +(1+pole_f_ca)·Cain_cmd(k)   .....(42)

在该式(39)中，Krch_ca表示预定的趋近律增益，Kadp_ca表示预定的自适应律增益，进而σ_ca是如式(40)这样定义的切换函数。在该式(40)中，pole_ca是被设定为使-1＜pole_ca＜0的关系成立的切换函数设定参数，E_ca是由式(41)计算的追随误差。在该式(41)中，Cain_cmd_f是目标凸轮相位的滤波值，通过式(42)所示的一阶延迟滤波算法来进行计算。在该式(42)中，pole_f_ca是被设定为使-1＜pole_f_ca＜0的关系成立的目标值滤波设定参数。

在步骤135中，在如上计算出相位控制输入U_Cain之后，结束本处理。

另一方面，在步骤131的判别结果为“否”、不处于发动机起动控制中时，进至步骤136，判别油门开度AP是否小于预定值APREF。在其判别结果为“是”、未踩下油门踏板时，进至步骤137，判别起动后计时器的计时值Tast是否小于预定值Tastlmt。

在其判别结果为“是”、Tast＜Tastlmt时，认为应执行催化剂预热控制，进至步骤138，根据起动后计时器的计时值Tast以及发动机水温TW检索图43所示的映射图来计算目标气门升程Liftin_cmd。在该图中，TW1～TW3表示TW1＜TW2＜TW3的关系成立的发动机水温TW的预定值，这一点在以下的说明中也是同样的。

在该映射图中，发动机水温TW越低，则目标气门升程Liftin_cmd被设定为越大的值。这是由于：发动机水温TW越低，则催化剂活化所需的时间越长，所以通过提高排气量，缩短催化剂的活化所需的时间。除此之外，在该映射图中，对于目标气门升程Liftin_cmd，在起动后计时器的计时值Tast小的期间内，计时值Tast越大，则被设定为越大的值，在计时值Tast大于某种程度的区域中，计时值Tast越大，则被设定为越小的值。这是由于：在随着催化剂预热控制的执行时间的经过，发动机3的预热推进，从而摩擦下降的情况下，如不降低吸入空气量，则成为为了使发动机转速NE维持目标值而过度地对点火正时进行延迟控制的状态，导致燃烧状态变得不稳定，所以要避免该情况。

接着，在步骤139中，根据起动后计时器的计时值Tast以及发动机水温TW检索图44所示的映射图来计算目标凸轮相位Cain_cmd。

在该映射图中，发动机水温TW越低，则目标凸轮相位Cain_cmd被设定为越超前侧的值。这是由于：发动机水温TW越低，则如上所述，催化剂活化所需的时间越长，所以通过减少泵气损失、增大吸入空气量，缩短催化剂活化所需的时间。除此之外，在该映射图中，对于目标凸轮相位Cain_cmd，在起动后计时器的计时值Tast小的期间内，计时值Tast越大，则被设定为越滞后侧的值，在计时值Tast大于某种程度的区域中，计时值Tast越大，则被设定为越超前侧的值。这是由于与在图43的说明中叙述的原因相同的原因。

接着，如前所述，在执行步骤134、135之后，结束本处理。

另一方面，在步骤136或137的判别结果为“否”时，即在Tast≥Tastlmt时、或踩下了油门踏板时，进至步骤140，根据发动机转速NE以及油门开度AP检索图45所示的映射图来计算目标气门升程Liftin_cmd。在该图中，AP1～AP3表示使AP1＜AP2＜AP3的关系成立的油门开度AP的预定值，这一点在以下的说明中也是同样的。

在该映射图中，发动机转速NE越高，或油门开度AP越大，则目标气门升程Liftin_cmd被设定为越大的值。这是由于：发动机转速NE越高，或油门开度AP越大，则对于发动机3的要求输出越大，从而要求更大的吸入空气量。

接着，在步骤141中，根据发动机转速NE以及油门开度AP检索图46所示的映射图来计算目标凸轮相位Cain_cmd。在该映射图中，在油门开度AP小且处于中转速区域时，目标凸轮相位Cain_cmd被设定为比除此之外时更靠超前侧的值。这是由于在这样的运转状态下，需要减少泵气损失。

接着步骤141，如前所述，在执行步骤134、135之后，结束本处理。

另一方面，在步骤130的判别结果为“是”、两个可变机构中的至少一方出现故障时，进至步骤142，将升程控制输入U_Liftin设定为预定的故障时用值U_liftin_fs，将相位控制输入U_Cain设定为预定的故障时用值U_Cain_fs之后，结束本处理。由此，如前所述，气门升程Liftin保持最小值Liftinmin，凸轮相位Cain保持预定的锁定值，由此，在停车中可以适当地执行怠速运转或发动机起动，同时在行驶中可以维持低速行驶状态。

在本处理中，如上所述，计算升程控制输入U_Liftin以及相位控制输入U_Cain。然后，将这些控制输入U_Liftin、U_Cain分别输入给可变气门升程机构50以及可变凸轮相位机构70，由此控制吸入空气量。

接着，说明如上构成的第一实施方式的控制装置1所实现的控制(空燃比控制以及可变机构控制等)的仿真结果(以下称为“控制结果”)。图47、48表示将目标空燃比KCMD设定为相当于理论空燃比的值1.0的情况下的第一实施方式的控制装置1所实现的控制结果例，特别地，图47表示在前述的式(14)中没有模型化误差时的控制结果例，图48表示有模型化误差时的控制结果例。另一方面，图49表示不校正气门升程Liftin而直接使用的情况下的控制结果例，以进行比较。

在这些图47～49中，Liftin_act表示气门升程Liftin实际值(以下称为“实际气门升程”)，Gcyl_act表示吸入空气量Gcyl的实际值(以下称为“实际吸入空气量”)。此外，Dliftin表示实际气门升程和气门升程之间的偏差(Liftin_act-Liftin)，Tlift表示可变气门升程机构50的实际的温度(以下称为“实际机构温度”)。另外，在图47、48中，作为升程校正值示出了其负值-Dliftin_comp，以容易判断偏差Dliftin和升程校正值Dliftin_comp之间的关系。

首先，参照图49，可知：在其控制结果中，在实际气门升程Liftin_act和气门升程Liftin之间，发生大的偏差Dliftin，从而在实际吸入空气量Gcyl_act和吸入空气量Gcyl之间也周期性地发生大的偏差，其结果是，在目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT(值1.0)之间也周期性地发生大的偏差。此外，可知：随着在控制中、实际机构温度Tlift上升，偏差Dliftin稍微减小，由此目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT之间的偏差也稍微减小。

相对于此，如图47所示，在没有模型化误差的情况下，估计机构温度Tlift_hat是与实际机构温度Tlift相等的值，从而FF校正值Dliftin_test成为与偏差Dliftin相等的值。由此，校正后气门升程Liftin_mod实质上成为仅由FF校正值Dliftin_test校正气门升程Liftin而得到的值，FB校正值Dliftin_fb成为大致接近值0的状态，同时实际气门升程Liftin_act和校正后气门升程Liftin_mod之间的偏差大致为值0。结果可知，实际吸入空气量Gcyl_act和吸入空气量Gcyl之间的偏差也大致为值0，从而在目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT之间也几乎不发生偏差，在空燃比控制中，确保了高的控制精度。

此外，如图48所示，在有模型化误差的情况下，与前述的图47的没有模型化误差的情况不同，在估计机构温度Tlift_hat和实际机构温度Tlift之间产生稍许的偏差，从而FF校正值Dliftin_test与偏差Dliftin之间产生稍许的偏差，同时FB校正值Dliftin_fb成为校正该偏差的值。即，校正后气门升程Liftin_mod成为由FF校正值Dliftin_test以及FB校正值Dliftin_fb两者对气门升程Liftin进行校正而得到的值，由此，实际气门升程Liftin_act和校正后气门升程Liftin_mod之间的偏差大致为值0。结果可知，实际吸入空气量Gcyl_act和吸入空气量Gcyl之间的偏差也大致为值0，从而在目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT之间也几乎不产生偏差，在空燃比控制中可以确保高的控制精度。即，可知，即使有模型化误差，也可以由FB校正值Dliftin_fb补偿模型化误差，从而确保与没有模型化误差的情况同样的控制精度。

如上所述，根据第一实施方式的控制装置1，在不处于空燃比反馈控制中时，通过由相当于FF校正值Dliftin_test的升程校正值Dliftin_comp对气门升程Liftin进行校正，来计算校正后气门升程Liftin_mod，根据该校正后气门升程Liftin_mod，计算燃料喷射量TOUT以及点火正时Iglog。此外，通过基于可变气门升程机构50的热力学模型的式(14)计算估计机构温度Tlift_hat，根据该估计机构温度Tlift_hat检索图16的映射图来计算该FF校正值Dliftin_test。

从而，在激活LAF传感器24之前等的、因未对空燃比进行反馈控制而处于空燃比的控制精度低的状态时，也可以补偿可变气门升程机构50的热伸缩所引起的气门升程Liftin相对于实际值的偏离，同时计算吸入空气量Gcyl，可以校正吸入空气量Gcyl相对于适当值的偏离，同时可以在使用这样的吸入空气量Gcyl的同时计算燃料喷射量TOUT以及点火正时Iglog。其结果是，可在不使用用于直接检测可变气门升程机构50的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下、在补偿可变气门升程机构50的热伸缩所引起的吸入空气量Gcyl的偏离的同时，执行空燃比控制以及点火正时控制，所以发动机3的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减均可得以实现。除此以外，与仅根据内燃机的冷却水温度进行校正的以往的情况相比，可以提高校正后气门升程Liftin_mod的计算精度，由此可以提高控制精度。

除此以外，在发动机3停止后，继续计算估计机构温度Tlift_hat，直到经过了可变气门升程机构50充分冷却、估计其温度不再变化的预定时间为止，所以在发动机停止后、经过预定时间前重新起动时，也可以适当地计算FF校正值Dliftin_test，由此，即使在发动机重新起动时，也可以确保校正后气门升程Liftin_mod的高的计算精度。

此外，在处于空燃比反馈控制中时，通过由相当于FF校正值和FB校正值之间的偏差(Dliftin_test-Dliftin_fb)的升程校正值Dliftin_comp校正气门升程Liftin，计算校正后气门升程Liftin_mod，同时根据空燃比校正系数KAFD以及检测空燃比KACT，计算估计气门升程Liftin_hat，根据该估计气门升程Liftin_hat以及气门升程Liftin，计算该FB校正值Dliftin_fb。

这里，在空燃比反馈控制中、气门升程Liftin偏离了实际值时，导致吸入空气量Gcyl偏离适当值，从而导致混合气体的实际的空燃比相对于目标空燃比KCMD向稀侧或浓侧偏离，同时空燃比校正系数KAFD以及检测空燃比KACT反映出这样的空燃比的偏离。因此，根据空燃比校正系数KAFD以及检测空燃比KACT，如上所述计算FB校正值Dliftin_fb，同时由加上了这样的FB校正值Dliftin_fb的升程校正值Dliftin_comp校正气门升程Liftin，从而计算校正后气门升程Liftin_mod，所以可将校正后气门升程Liftin_mod计算为适当地校正了气门升程Liftin和实际值之间的偏离、即吸入空气量Gcyl的偏离的值。

其结果是，在除了可变气门升程机构50中的热伸缩之外、还由于转动角传感器25中的检测信号值的漂移、可变气门升程机构50中的构成部件的磨损、污垢的附着以及老化引起的间隙等，使基于转动角传感器25的检测信号计算出的气门升程Liftin偏离了实际值的情况下，也可以在补偿这样的偏离的同时适当地计算吸入空气量Gcyl。从而，在空燃比反馈控制中，可在不使用用于直接检测可变气门升程机构50的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下，在补偿可变气门升程机构50的热伸缩以及除此以外的现象所引起的吸入空气量Gcyl的偏离的同时，执行空燃比控制以及点火正时控制。由此，控制精度的提高、发动机3的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减均可得以实现。特别是通过FB校正值Dliftin_fb，可以补偿由热伸缩以外的现象引起的吸入空气量Gcyl的偏离，同时在热力学模型中存在模型化误差的情况下，也可以进行补偿，从而可以格外地提高控制精度。

除此以外，在空燃比反馈控制中，升程校正值Dliftin_comp也被计算为加上了FF校正值Dliftin_test的值，所以在空燃比反馈控制开始时等的、处于FB校正值Dliftin_fb所实现的吸入空气量Gcyl的偏离补偿能力低的状态时，也可以通过FF校正值Dliftin_test来补偿热伸缩所引起的吸入空气量Gcyl相对于适当值的偏离，所以即使在这样的状态下，也可以确保高的控制精度。

进而，将估计误差Elift计算为估计气门升程和气门升程之间的偏差[Liftin_hat(k)-Liftin(k-d)]，通过式(22)～(23)的递推型统计处理算法计算该估计误差的统计处理值Elift_LS，通过式(24)～(25)的响应指定型控制算法计算FB校正值Dliftin_fb，以使该统计处理值Elift_LS为最小(即值0)。这样，通过使用估计误差的统计处理值Elift_LS，即使由于干扰或误估计等而使估计误差Elift一时成为过大的值，也可以在避免其影响的同时计算FB校正值Dliftin_fb。除此以外，通过使用响应指定型控制算法，计算FB校正值Dliftin_fb，以使统计处理值Elift_LS即估计误差Elift按照指数函数方式平缓地衰减。由此，可以进一步提高控制精度。

此外，在可变气门升程机构50中，倾向于气门升程Liftin越大，则估计气门升程Liftin_hat和气门升程Liftin之间的乖离程度、即估计误差Elift越大。相对于此，在递推型统计处理算法中，气门升程Liftin越大，则用于对估计误差和统计处理值之间的偏差Elift-Elift_LS进行加权的权重增益P被设定为越小的值，所以估计气门升程Liftin_hat和气门升程Liftin之间的乖离程度增大的可能性越高，则估计误差Elift的权重被设定为越小的值，从而可以进一步提高统计处理值Elift_LS的计算精度即FB校正值Dliftin_fb的计算精度。由此，可以进一步提高控制精度。

进而，在两个可变机构都正常时，选择根据校正后气门升程Liftin_mod计算出的第一估计进气量Gcyl_vt作为吸入空气量Gcyl，在除此以外时，选择基于空气流量传感器22的检测信号计算出的第二估计进气量Gcyl_afm作为吸入空气量Gcyl，所以可以与两个可变机构中的故障的有无无关地适当执行空燃比控制以及点火正时控制。

另外，第一实施方式是使用了发动机水温TW以及油温Toil作为表示内燃机3的温度状态的温度参数的例子，但温度参数不限于此，只要是表示内燃机3的温度状态的参数即可。例如，作为温度参数，也可以使用缸体温度或排气温度等。

此外，第一实施方式是使用了第一估计进气量Gcyl_vt作为表示内燃机3的负荷的负荷参数，但负荷参数不限于此，只要是表示内燃机的负荷的参数即可。例如，作为负荷参数，也可以使用第二估计进气量Gcyl_afm、估计内燃机产生的估计扭矩、发动机转速NE以及进气管内压等。

进而，第一实施方式是根据检测空燃比KACT以及空燃比指标值KAF两者计算出估计气门升程Liftin_hat的例子，但也可以构成为根据检测空燃比KACT以及空燃比指标值KAF中的一方来计算估计气门升程Liftin_hat。在该情况下，例如，构成为根据检测空燃比KACT以及空燃比指标值KAF中的一方，通过映射图检索等来计算误差估计系数KEGCYL。

另一方面，第一实施方式是将估计误差Elift设定为估计气门升程和气门升程之间的偏差[Liftin_hat(k)-Liftin(k-d)]的例子，但也可以与其相反，将估计误差Elift设定为气门升程和估计气门升程之间的偏差[Liftin(k-d)-Liftin_hat(k)]。

此外，第一实施方式是将本发明的控制装置应用于执行空燃比控制(即燃料喷射控制)以及点火正时控制的情况的例子，但本发明的控制装置不限于此，也可以应用于执行内燃机中的吸入空气量控制等的各种控制处理的情况。例如，在吸入空气量控制的情况下，经由可变式进气门机构40控制基于校正后气门升程Liftin_mod计算出的吸入空气量Gcyl，使其收敛于其目标值。

以下，参照图50说明本发明的第二实施方式的控制装置1A。该控制装置1A与前述的第一实施方式的控制装置1相比，其不同点仅是，代替前述的空燃比控制器100的校正后气门升程计算部120，具有图50所示的校正后气门升程计算部220，因此，以下对校正后气门升程计算部220进行说明。另外，在本实施方式中，校正后气门升程计算部220相当于估计机构温度计算单元以及校正单元。

如图50所示，该校正后气门升程计算部220相当于在前述的校正后气门升程计算部120中省略了FB校正值计算部130、空燃比控制判断部134以及校正值选择部135等的结构，具有FF校正值计算部221以及加法元件222。

在该FF校正值计算部221中，通过与前述的FF校正值计算部131相同的方法，计算FF校正值Dliftin_test。即，通过前述的式(14)计算估计机构温度Tlift_hat，据此检索图16的映射图，由此计算FF校正值Dliftin_test。

接着，在加法元件222中，通过下式(43)，计算校正后气门升程Liftin_mod。

Liftin_mod(k)＝Liftin(k)+Dliftin_test(k)       ......(43)

如上所述，在该校正后气门升程计算部220中，将校正后气门升程Liftin_mod计算为气门升程和FF校正值之和Liftin+Dliftin_test。

接着，说明如上构成的第二实施方式的控制装置1A所实现的控制结果。图51、52表示将目标空燃比KCMD设定为相当于理论空燃比的值1.0的情况下的第二实施方式的控制装置1A的控制结果例，特别地，图51表示在前述的式(14)中没有模型化误差时的控制结果例，图52表示有模型化误差时的控制结果例。

首先，参照图51，在没有模型化误差的情况下，如前所述，估计机构温度Tlift_hat为等于实际机构温度Tlift的值，从而FF校正值Dliftin_test成为与偏差Dliftin相等的值。由此可知，实际气门升程Liftin_act和校正后气门升程Liftin_mod之间的偏差大致为值0，其结果是，实际吸入空气量Gcyl_act和吸入空气量Gcyl之间的偏差也大致为值0，从而在目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT之间也几乎不产生偏差，在空燃比控制中，确保了高的控制精度。

另一方面，如图52所示，在有模型化误差的情况下，与上述图51的没有模型化误差的情况不同，在估计机构温度Tlift_hat和实际机构温度Tlift之间产生偏差，从而在FF校正值Dliftin_test和偏差Dliftin之间也产生偏差，由此，在实际气门升程Liftin_act和校正后气门升程Liftin_mod之间也产生偏差。

其结果可知，在实际吸入空气量Gcyl_act和吸入空气量Gcyl之间也产生尖峰状的偏差，在目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT之间也稍微产生尖峰状的偏差，从而空燃比控制的控制精度比没有模型化误差的情况稍微下降。即，可知，在有模型化误差的情况下，如前述的第一实施方式的控制装置1这样，使用FF校正值Dliftin_test和FB校正值Dliftin_fb两者可以确保高的控制精度。

此外，可知，与前述的图49所示的不校正气门升程Liftin而直接使用的情况相比，如本实施方式这样，通过使用FF校正值Dliftin_test，可以提高空燃比控制的控制精度。

如上所述，根据第二实施方式的控制装置1A，通过由FF校正值Dliftin_test校正气门升程Liftin来计算校正后气门升程Liftin_mod，所以如前所述，可以在补偿可变气门升程机构50的热伸缩所引起的气门升程Liftin相对于实际值的偏离的同时，执行空燃比控制以及点火正时控制。即，可在不使用用于直接检测可变气门升程机构50的温度或热伸缩程度的特殊的传感器的情况下、在补偿可变气门升程机构50的热伸缩所引起的吸入空气量Gcyl的偏离的同时，执行空燃比控制以及点火正时控制，所以发动机3的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减均可得以提高。除此以外，与仅根据内燃机的冷却水温度来进行校正的以往的情况相比，可以提高校正后气门升程Liftin_mod的计算精度，由此，可以提高控制精度。

以下，参照图53说明本发明的第三实施方式的控制装置1B。该控制装置1B与前述的第一实施方式的控制装置1相比，其不同点仅是，代替前述的空燃比控制器100的校正后气门升程计算部120，具有图53所示的校正后气门升程计算部320，所以，以下以校正后气门升程计算部320为中心进行说明。另外，在本实施方式中，校正后气门升程计算部320相当于校正单元、工作状态参数估计值计算单元、校正量计算单元以及校正后参数计算单元。

如图53所示，该校正后气门升程计算部320相当于在前述的第一实施方式的校正后气门升程计算部120中省略了FF校正值计算部131、空燃比控制判断部134以及校正值选择部135等的结构，具有FB校正值计算部321以及减法元件322。

在该FB校正值计算部321中，通过与前述的FB校正值计算部130相同的方法，计算FB校正值Dliftin_fb。即，如前所述，根据发动机转速NE、凸轮相位Cain、气门升程Liftin、检测空燃比KACT以及空燃比指标值KAF，计算第三估计进气量Gcyl_hat，根据该第三估计进气量Gcyl_hat、发动机转速NE以及凸轮相位Cain，计算估计气门升程Liftin_hat。然后，基于该估计气门升程Liftin_hat和气门升程Liftin，通过前述的式(21)～(25)，计算FB校正值Dliftin_fb。

接着，在减法元件322中，通过下式(44)计算校正后气门升程Liftin_mod。

Liftin_mod(k)＝Liftin(k)-Dliftin_fb(k)       .....(44)

如上所述，在该校正后气门升程计算部320中，将校正后气门升程Liftin_mod计算为从气门升程中减去FB校正值后的值(Liftin-Dliftin_fb)。

接着，说明如上构成的第三实施方式的控制装置1B所实现的控制结果。图54表示将目标空燃比KCMD设定为相当于理论空燃比的值1.0的情况下的第三实施方式的控制装置1B所实现的控制结果例。

参照图54可知，在刚开始控制之后，FB校正值Dliftin_fb的绝对值成为小于偏差Dliftin的值，从而实际气门升程Liftin_act和校正后气门升程Liftin_mod之间的偏差增大。结果可知，实际吸入空气量Gcyl_act和吸入空气量Gcyl之间也发生稍许的偏差，在目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT之间也稍微产生尖峰状的偏差，空燃比控制的控制精度也稍微下降。

另一方面，可知，伴随控制的进行，FB校正值Dliftin_fb的绝对值成为与偏差Dliftin相等的值，从而实际气门升程Liftin_act和校正后气门升程Liftin_mod之间的偏差减小，其结果是，实际吸入空气量Gcyl_act和吸入空气量Gcyl之间的偏差也减小，从而在目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT之间也几乎不发生偏差，在空燃比控制中可以确保高的控制精度。

此外，比较图54和前述的图47、48可知，如第一实施方式的控制装置1这样，使用FF校正值Dliftin_test和FB校正值Dliftin_fb两者的情况与仅使用FB校正值Dliftin_fb的情况相比，在刚开始控制之后也可以确保高的控制精度。

如上所述，根据第三实施方式的控制装置1B，通过用FB校正值Dliftin_fb校正气门升程Liftin，计算校正后气门升程Liftin_mod，所以如前所述，可以将校正后气门升程Liftin_mod计算为适当地校正了气门升程Liftin和实际值之间的偏离、即吸入空气量Gcyl的偏离的值。其结果是，在除了可变气门升程机构50中的热伸缩之外、还由于转动角传感器25中的检测信号值的漂移、可变气门升程机构50中的构成部件的磨损、污垢的附着以及老化所引起的间隙等，通过转动角传感器25的检测信号计算出的气门升程Liftin偏离了实际值的情况下，也可以补偿这样的偏离的影响，同时适当地计算吸入空气量Gcyl。从而，在空燃比反馈控制中，可在不使用用于直接检测可变气门升程机构50的温度或热伸缩程度的特殊的传感器等的情况下、补偿可变气门升程机构50的热伸缩以及除此以外的现象所引起的吸入空气量Gcyl的偏离，同时执行空燃比控制以及点火正时控制，所以，控制精度的提高、发动机3的小型化、设计自由度的提高、以及制造成本的削减均可得以实现。

以上为本发明的优选实施方式的说明，只要不脱离本发明的精神以及范围的情况下，可以有各种改变，这是本领域技术人员应该理解的。

Claims (16)

1.一种内燃机的控制装置，通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量，其特征在于，具有：

估计机构温度计算单元，其基于对所述可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算所述可变进气机构的温度的估计值，作为估计机构温度；

工作状态参数检测单元，其检测表示所述可变进气机构的工作状态的工作状态参数；

校正单元，其根据所述估计机构温度校正该工作状态参数的检测值，从而计算校正后参数；以及

控制单元，其根据该校正后参数控制所述内燃机。

2.如权利要求1所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述热力学模型是定义了所述估计机构温度、表示所述内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示所述内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的模型。

3.如权利要求1或2所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述控制单元对所述内燃机的吸入空气量、所述内燃机的空燃比、提供给所述内燃机的燃料量、以及所述内燃机的点火正时中的至少一项进行控制。

4.一种内燃机的控制装置，通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量，其特征在于，具有：

工作状态参数检测单元，其检测表示所述可变进气机构的工作状态的工作状态参数；

空燃比参数检测单元，其检测表示流过所述内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；

目标空燃比计算单元，其计算作为所述内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；

空燃比控制参数计算单元，其根据所述空燃比参数，计算用于控制所述混合气体的空燃比而使其成为所述目标空燃比的空燃比控制参数；

校正单元，其根据该空燃比控制参数以及所述空燃比参数，对所述工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及

燃料量确定单元，其根据该校正后参数以及所述空燃比控制参数，确定提供给所述内燃机的燃料量。

5.一种内燃机的控制装置，通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量，其特征在于，具有：

工作状态参数检测单元，其检测表示所述可变进气机构的工作状态的工作状态参数；

空燃比参数检测单元，其检测表示流过所述内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；

目标空燃比计算单元，其计算作为所述内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；

空燃比控制单元，其根据所述空燃比参数，控制所述内燃机的混合气体的空燃比而使其成为所述目标空燃比；

校正单元，其根据表示该空燃比控制单元所实现的空燃比控制状态的空燃比控制参数以及所述空燃比参数，对所述工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及

点火正时确定单元，其根据该校正后参数，确定所述内燃机的混合气体的点火正时。

6.如权利要求4或5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

还具有估计机构温度计算单元，其基于对所述可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算所述可变进气机构的温度的估计值，作为估计机构温度，

所述校正单元还根据该估计机构温度计算所述校正后参数。

7.如权利要求6所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述热力学模型是定义了所述估计机构温度、表示所述内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示所述内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的模型。

8.一种内燃机的控制装置，通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量，其特征在于，具有：

工作状态参数检测单元，其检测表示所述可变进气机构的工作状态的工作状态参数；

空燃比参数检测单元，其检测表示流过所述内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；

目标空燃比计算单元，其计算作为所述内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；

空燃比控制参数计算单元，其根据所述空燃比参数，计算用于控制所述混合气体的空燃比而使其成为所述目标空燃比的空燃比控制参数；

工作状态参数估计值计算单元，其根据所述空燃比参数以及所述空燃比控制参数中的至少一方，计算所述工作状态参数的估计值；

校正量计算单元，其根据该工作状态参数的估计值以及所述工作状态参数的检测值，计算校正量；

校正后参数计算单元，其利用该校正量对所述工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及

燃料量确定单元，其根据该校正后参数以及所述空燃比控制参数，确定提供给所述内燃机的燃料量。

9.如权利要求8所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

还具有估计机构温度计算单元，其基于对所述可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算所述可变进气机构的温度的估计值，作为估计机构温度，

所述校正量计算单元还根据该估计机构温度计算所述校正量。

10.如权利要求9所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述热力学模型是定义了所述估计机构温度、表示所述内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示所述内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的模型。

11.一种内燃机的控制装置，通过可变进气机构改变吸入到气缸内的吸入空气量，其特征在于，具有：

工作状态参数检测单元，其检测表示所述可变进气机构的工作状态的工作状态参数；

空燃比参数检测单元，其检测表示流过所述内燃机的排气通路的排气的空燃比的空燃比参数；

目标空燃比计算单元，其计算作为所述内燃机的混合气体的空燃比控制的目标的目标空燃比；

空燃比控制单元，其根据所述空燃比参数，控制所述内燃机的混合气体的空燃比而使其成为所述目标空燃比；

工作状态参数估计值计算单元，其根据表示该空燃比控制单元所实现的空燃比控制状态的空燃比控制参数以及所述空燃比参数中的至少一方，计算所述工作状态参数的估计值；

校正量计算单元，其根据该工作状态参数的估计值以及所述工作状态参数的检测值，计算校正量；

校正后参数计算单元，其利用该校正量对所述工作状态参数的检测值进行校正，从而计算校正后参数；以及

点火正时确定单元，其根据该校正后参数，确定所述内燃机的混合气体的点火正时。

12.如权利要求11所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

还具有估计机构温度计算单元，其基于对所述可变进气机构进行热力学建模而得到的热力学模型，计算所述可变进气机构的温度的估计值，作为估计机构温度，

所述校正量计算单元还根据该估计机构温度计算所述校正量。

13.如权利要求12所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述热力学模型是定义了所述估计机构温度、表示所述内燃机的温度状态的温度参数、大气温度、表示所述内燃机的负荷的负荷参数之间的关系的模型。

14.如权利要求8至13中的任意一项所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述校正量计算单元计算所述工作状态参数的估计值以及所述工作状态参数的检测值中的一方和另一方之间的偏差，作为估计误差，同时通过应用了响应指定型控制算法的预定的算法来计算所述校正量，使该估计误差为最小。

15.如权利要求8至13中的任意一项所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述校正量计算单元计算所述工作状态参数的估计值以及所述工作状态参数的检测值中的一方和另一方之间的偏差，作为估计误差，对该估计误差进行预定的递推型统计处理，从而计算该估计误差的统计处理值，同时通过预定的算法计算所述校正量，使该估计误差的统计处理值为最小。

16.如权利要求15所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述可变进气机构是通过改变所述内燃机的进气门的升程来改变所述吸入空气量的可变气门升程机构，

所述工作状态参数是所述进气门的升程，

所述预定的递推型统计处理的算法是通过权重增益对所述估计误差进行加权的加权递推型统计处理算法，

所述进气门的升程的检测值越大，则该权重增益被设定为越小的值。

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