JP2006348910A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 吸気弁の温度を詳細に求め、これに基づいて内燃機関の燃料噴射量を高い精度で制御すること。
【解決手段】 内燃機関１０の吸気通路１２内に燃料を噴射する燃料噴射弁２０と、吸気通路１２に設けられた吸気弁２４と、吸気弁２４の燃料付着部の温度を推定する燃料付着部温度推定手段と、推定した燃料付着部の温度に基づいて燃料噴射弁２０からの燃料噴射量を制御する噴射量制御手段と、を備える。吸気弁に付着した燃料の挙動を正確に求めることができるため、付着燃料の挙動に基づいて燃料噴射量を高精度に制御することが可能となる。
【選択図】 図５

Description

この発明は、内燃機関の制御装置に関し、特に、吸気弁の温度を推定する装置に適用して好適である。

従来、例えば特開平８−６１１１５号公報には、吸気弁の温度の代表値を水温と点火回数とから推定し、推定された吸気弁の温度を用いて燃料噴射量を決定する技術が開示されている。

特開平８−６１１１５号公報 特開平１０−２２０２７０号公報

しかしながら、吸気弁を取り巻く環境は複雑であるため、点火の回数のみを基礎とした方法では、高精度に吸気弁の温度を推定することはできない。吸気弁は燃焼ガスとの間で熱を授受することに加えて、開弁時にその周囲を流動するガスとの間で熱の授受を行い、更には、付着した燃料との間、或いはシリンダヘッドとの間においても熱の授受を行うためである。

また、吸気弁の温度は、吸気弁の全域で均一ではなく、インジェクタからの噴射燃料が付着した部位と、付着していない部位とでは温度が異なる。従って、吸気弁の温度に基づいて各種パラメータを制御する場合、吸気弁温度の代表値を算出するのみでは、各種パラメータを最適に制御することは困難である。

このため、吸気弁温度の代表値のみに基づく制御では、筒内への燃料供給量、吸入空気量を最適に制御することが難しくなり、所望の空燃比を得られなくなるという問題が生じる。これにより、機関の始動性が低下したり、排気のエミッションが悪化するという問題が発生する。

特に、冷間暖機時、再始動時、冷間走行時には、吸気弁への燃料付着量、吸気弁温度、ポート壁温などの特性値が時間的に変化する。このため、推定する燃料蒸発量などの挙動と、実際に発生している現象との間に乖離が発生し、暖機後の運転に比べて空燃比を制御することがより困難になる。

この発明は、上述のような問題を解決するためになされたものであり、吸気弁の温度を詳細に求め、これに基づいて内燃機関の燃料噴射量を高い精度で制御することを目的とする。

第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の吸気通路内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、前記吸気通路に設けられた吸気弁と、前記吸気弁の燃料付着部の温度を推定する燃料付着部温度推定手段と、推定した前記燃料付着部の温度に基づいて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を制御する噴射量制御手段と、を備えたことを特徴とする。

第２の発明は、第１の発明において、前記燃料付着部温度推定手段は、少なくとも、前記吸気弁に付着した燃料の気化潜熱量と、前記燃料付着部の面積に対する前記吸気弁の表面積の比率と、を考慮して前記燃料付着部の温度を推定することを特徴とする。

第３の発明は、第２の発明において、前記燃料付着部温度推定手段は、前記吸気弁と前記吸気通路を流れる吸入空気との間の伝熱量と、前記吸気弁と弁座との間の伝熱量と、前記吸気弁と燃焼ガスとの間の伝熱量と、を更に考慮して前記燃料付着部の温度を推定することを特徴とする。

第４の発明は、第１〜第３の発明のいずれかにおいて、前記吸気弁の平均温度を推定する平均温度推定手段と、前記平均温度に基づいて吸入空気量を補正する補正手段と、を更に備えたことを特徴とする。

第５の発明は、第４の発明において、前記平均温度推定手段は、前記吸気弁に付着した燃料の気化潜熱量と、前記吸気弁と前記吸気通路を流れる吸入空気との間の伝熱量と、前記吸気弁と弁座との間の伝熱量と、前記吸気弁と燃焼ガスとの間の伝熱量と、を考慮して前記平均温度を推定することを特徴とする。

第１の発明によれば、吸気弁の燃料付着部の温度を推定するため、吸気弁に付着した燃料の挙動を正確に求めることが可能となる。従って、付着燃料の挙動に基づいて燃料噴射量を高精度に制御することが可能となる。

第２の発明によれば、少なくとも、吸気弁に付着した燃料の気化潜熱量と、燃料付着部の面積に対する吸気弁の表面積の比率と、を考慮して燃料付着部の温度を推定するため、面積比率に応じて燃料付着部の気化潜熱量に重み付けをすることができる。従って、気化潜熱量に基づいて燃料付着部の温度を高い精度で推定することが可能となる。

第３の発明によれば、吸気弁と吸気通路を流れる吸入空気との間の伝熱量と、吸気弁と弁座との間の伝熱量と、吸気弁と燃焼ガスとの間の伝熱量と、を更に考慮して燃料付着部の温度を推定するため、吸気弁が授受する総熱量を用いて燃料付着部の温度を正確に推定することができる。

第４の発明によれば、吸気弁の平均温度を推定することができるため、平均温度に基づいて吸入空気量を補正することができる。従って、吸入空気の温度変化を考慮して空燃比を最適に制御することが可能となる。

第５の発明によれば、吸気弁に付着した燃料の気化潜熱量と、吸気弁と吸気通路を流れる吸入空気との間の伝熱量と、吸気弁と弁座との間の伝熱量と、吸気弁と燃焼ガスとの間の伝熱量と、を考慮して平均温度を推定するため、吸気弁が授受する総熱量を用いて平均温度を正確に推定することができる。

以下、図面に基づいてこの発明のいくつかの実施の形態について説明する。尚、各図において共通する要素には、同一の符号を付して重複する説明を省略する。なお、以下の実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。

実施の形態１．
図１は、本発明の一実施形態に係る内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。図１のシステムは内燃機関１０を備えており、内燃機関１０には吸気通路１２および排気通路１４が連通している。

吸気通路１２には、吸入空気量Ｇａを検出するためのエアフロメータ１６が配置されている。エアフロメータ１６の下流には、スロットルバルブ１８が配置されている。また、スロットルバルブ１８の更に下流には、吸気ポート内に燃料を噴射するためのインジェクタ２０が配置されている。

内燃機関１０は、吸気通路１２と筒内２２との導通状態を制御するための吸気弁２４を備えている。吸気弁２４には、その駆動源として、可変動弁機構２６が連結されている。可変動弁機構２６は、開閉タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ吸気弁２４を開閉動作させることができる。吸気弁２４が閉弁されると、吸気弁２４の傘部の外縁がシリンダヘッドに設けられた弁座（バルブシート）に密着し、吸気通路１２から筒内２２への流れが遮断される。

筒内２２と排気通路１４との間には、排気弁２８が配置されている。排気弁２８には、その駆動源として可変動弁機構３０が連結されている。可変動弁機構３０は、開閉タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ排気弁２８を開閉動作させることができる。

本実施形態のシステムでは、上述のように吸気弁２４および排気弁２８をそれぞれ可変動弁機構２６，３０で駆動することとしているが、それらを駆動する機構はこれに限定されるものではない。すなわち、本実施形態のシステムにおいては、吸気弁２４および排気弁２８は、通常のカム機構により駆動されるものであっても良い。

内燃機関１０の各気筒はピストン３８を備えている。ピストン３８には、その往復運動によって回転駆動されるクランク軸３６が連結されている。車両駆動系と補機類（エアコンのコンプレッサ、オルタネータ、トルクコンバータ、パワーステアリングのポンプ等）は、このクランク軸３６の回転トルクによって駆動される。クランク軸３６の近傍には、クランク角センサ３２が取り付けられている。クランク角センサ３２によれば、クランク軸３６の回転数、すなわち、機関回転数を検出することができる。また、内燃機関１０には、冷却水温Ｔｗを検出するための水温センサ３４が装着されている。

図１に示すように、本実施形態のシステムはＥＣＵ（Electronic Control Unit）４０を備えている。ＥＣＵ４０には、エアフロメータ１６，クランク角センサ３２、水温センサ３４などを含む各種センサの出力が供給されている。ＥＣＵ４０は、それらのセンサ出力を基礎として、インジェクタ２０や可変動弁機構２６，３０を含む各種アクチュエータを制御することができる。

このように構成された本実施形態のシステムにおいて、内燃機関１０の運転中は、インジェクタ２０によって吸気通路１２の吸気ポートに燃料が噴射される。吸気ポートに噴射された燃料は、その一部が吸気弁２４に付着する。内燃機関１０の暖機が十分に進んでおり、吸気弁２４が高温となっている状況下では、付着した燃料が短時間で気化するため、その付着の影響が筒内に吸入される燃料量に大きく及ぶことはない。

しかしながら、吸気弁２４の温度が十分に上昇していない状況下では、そこに付着した燃料が吸気弁２４の開弁期間中に完全には気化しない事態が生ずる。この場合、筒内に流入する燃料量を正確に把握するためには、吸気弁２４に付着した燃料のうち、気化する燃料の割合を精度良く推定することが必要である。そして、その推定を精度良く行うためには、内燃機関１０の暖機過程において、吸気弁２４の温度を精度良く推定することが必要である。そこで、本実施形態のシステムは、内燃機関１０が始動された後、以下に説明する方法で吸気弁２４の温度推定を行うこととした。

図２（Ａ）及び図２（Ｂ）は、本実施形態のシステムが吸気弁２４の温度Ｔｖを算出する原理を説明するための図である。より具体的には、図２（Ａ）は、閉弁中における吸気弁２４の熱環境を説明するための図である。また、図２（Ｂ）は、開弁中における吸気弁２４の熱環境を説明するための図である。

図２（Ａ）中に示す符号Ｑ_ｃｏｍｂ、Ｑ_ｓｅａｔ及びＱ_ｆｕｅｌは、それぞれ、燃焼ガス伝熱量、接触面伝熱量、および燃料気化潜熱量を示している。燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂは、内燃機関１０の運転中に筒内２２の燃焼ガスから吸気弁２４に与えられる熱量である。接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔは、弁座との機械的な接触面を介して吸気弁２４から持ち去られる熱量である。また、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌは、吸気弁２４に付着した燃料が温度上昇する際に吸気弁２４から持ち去られる熱量と、付着した燃料が気化する際に吸気弁２４から持ち去られる熱量との合計からなる熱量である。図２（Ａ）に示すように、吸気弁２４の閉弁中には、主として上述した３種類の熱量が吸気弁２４とその周囲との間で授受される。

図２（Ｂ）に示す符号Ｑ_ａｉｒは、吸気弁２４の開弁に伴って生ずる吸入ガス熱量を示している。吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒは、吸気通路１２から筒内２２へ流入する新気（吸入空気）によって吸気弁２４から持ち去られる熱量である。

吸気弁２４の温度は、周囲の環境から熱を吸収することにより上昇し、周囲の環境に熱を放出することにより下降する。このため、吸気弁２４の初期温度が判れば、その後の総受熱量を検知することにより吸気弁２４の温度を推定することが可能である。そして、その推定を精度良く行うためには、上述した熱量を精度良く検知することが有効である。

そこで、本実施形態では、内燃機関１０の運転状態に基づいて、図２（Ａ）に示す３種類の熱量Ｑ_ｃｏｍｂ、Ｑ_ｓｅａｔ及びＱ_ｆｕｅｌと、図２（Ｂ）に示すＱ_ａｉｒとを、それぞれ別個独立に推定し、それらを統合することにより吸気弁２４が受ける総熱量を精度良く算出することとした。そして、このようにして算出された熱量に基づいて、吸気弁温度Ｔｖを精度良く推定することとした。

なお、本実施形態では、主として機関再始動時に吸気弁温度Ｔｖの推定を行うため、吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒに燃焼による吹き返しガスの影響は考慮されていない。機関再始動直後は、吸気弁２４と排気弁２８の開弁のオーバーラップがないため、吹き返しガスが吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒに与える影響が非常に少なくなるためである。機関運転中の吸気弁温度Ｔｖの推定においては、吹き返しガスの影響を考慮して吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒを求めても良い。

以下、各熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒの算出方法について説明する。先ず、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ｃｏｍｂ＝ｑ_ｃｏｍｂ×(Ｔｃ―Ｔｖ) ・・・（１）

但し、（１）式において、ｑ_ｃｏｍｂは伝熱部の熱流束［Ｗ／ｍ^２］、Ｔｃは燃焼ガス温度［℃］である。また、Ｔｖは吸気弁２４の温度［℃］である。

また、吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ａｉｒ＝ｑ_ａｉｒ×(Ｔｖ―Ｔａ) ・・・（２）
但し、（２）式において、
ｑ_ａｉｒ＝ａ_ａｉｒ×Ａ_ａｉｒ
ａ_ａｉｒ＝（λ／Ｄ）×Ｎｕ＝（λ／Ｄ）×（０．０２３Ｐｒ^{（１／３）}×Ｒｅ^０．８）
Ｒｅ＝（Ｐｍ×Ｕ×Ｄ）／（μ×Ｒ×Ｔａ）
である。
また、 但し、上式において、ｑ_ａｉｒは機関運転時における伝熱部の熱流束［Ｗ／ｍ^２］、Ｔａは吸入空気温度［℃］、ａ_ａｉｒは機関運転時の伝熱部の熱伝達率［Ｗ／ｍ^２℃］、Ａ_ａｉｒは伝熱面積［ｍ^２］、λは熱伝導率［Ｗ／ｍ℃］、Ｄは吸気弁の傘部の直径［ｍ］、Ｎｕはヌセルト数、Ｐｒはプラントル数（無次元）、Ｐｍは吸気管圧力［Ｐａ］、Ｕは吸入空気の代表流速［ｍ／ｓ］、μは粘性係数［Ｐａ・ｓ］、Ｒは理想気体定数、をそれぞれ示している。

また、Ｑ_ｓｅａｔは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ｓｅａｔ＝ｑ_ｓｅａｔ×(Ｔｖ―Ｔｗ) ・・・（３）
但し、（３）式において、
ｑ_ｓｅａｔ＝ａ_ｓｅａｔ×Ａ_ｓｅａｔ
（１／ａ_ｓｅａｔ）＝Ｒ_ｓｅａｔ＋１／（Ｋ_ｈｅａｄ×ｈ_ｈｅａｄ）
である。
また、ｑ_ｓｅａｔは吸気弁２４と弁座との伝熱部における熱流束［Ｗ／ｍ^２］、ａ_ｓｅａｔは伝熱部における熱伝達率［Ｗ／ｍ^２℃］、Ａ_ｓｅａｔは伝熱面積［ｍ^２］、Ｔｗは冷却水温［℃］、Ｒ_ｓｅａｔは弁座から吸気弁２４表面への熱抵抗［ｍ^２・℃／Ｗ］、Ｋ_ｈｅａｄはシリンダヘッドの熱伝導率［Ｗ／ｍ℃］、ｈ_ｈｅａｄはシリンダヘッド内の冷却水路から吸気弁２４と弁座との接触部までの距離［ｍ］、をそれぞれ表している。

また、Ｑ_ｆｕｅｌは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ｆｕｅｌ＝ｑ_ｆｕｅｌ×(Ｔｖ―Ｔｆ)＋ｈ_ｆｕｅｌ ・・・（４）

但し、（４）式において、ｑ_ｆｕｅｌは付着燃料との伝熱部における熱流束［Ｗ／ｍ^２］、Ｔｆは付着燃料の温度［℃］を示している。また、ｈ_ｆｕｅｌは燃料の気化潜熱［Ｊ］を示している。

より詳細には、Ｑ_ｆｕｅｌは以下に示す演算式により算出できる。
Ｑ_ｆｕｅｌ＝Ｍｖａｐ_ｖ×｛Ｈ＋Ｃｆ_ｖ×（Ｔｖ−Ｔｆ_ｖ）｝
Ｍｖａｐ_ｖ＝ａ_ｖ×（Ｍ−Ｍｖａｐ）
Ｔｆ_ｖ＝（Ｔｆ_ｄ×Ｍ×Ｃｆ_ｖ−Ｍｖａｐ×Ｈ）／（Ｍ−Ｍｖａｐ）

但し、上式において、Ｍｖａｐ_ｖは吸気弁２４における蒸発燃料量［ｋｇ］、Ｈは燃料の気化潜熱［Ｊ／ｋｇ］、Ｃｆ_ｖは燃料の比熱［Ｊ／ｋｇ℃］、Ｔｆ_ｖは吸気弁付着時の燃料温度［℃］、ａ_ｖは液滴付着率、Ｍは噴射燃料量［ｋｇ］、Ｍｖａｐは噴射飛行中の燃料蒸発量［ｋｇ］、Ｔｆ_ｄは噴射時の燃料温度［℃］、をそれぞれ示している。なお、ａ_ｖは蒸発モデルの飛行蒸発式から求めることができる。

上述した各熱量のうち、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂ、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔ、吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒを算出する際には、吸気弁温度Ｔｖとして吸気弁２４の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}を用いる。

一方、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌは、吸気弁２４の一部の領域で授受される熱量であるため、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを算出する際には、吸気弁温度Ｔｖとして吸気弁２４における燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を用いる。燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌは、吸気弁２４と付着燃料との間の伝熱量であり、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}は伝熱部における吸気弁２４の温度を表しているため、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}基づいて燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを算出することで、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを正確に求めることが可能となる。

このように、各熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒを算出する際には、伝熱部の現象に応じて、吸気弁温度Ｔｖを最適に設定することで、各熱量を正確に求めることが可能になる。

なお、各熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒは、これらの熱量と各パラメータとの関係を規定したマップから求めても良い。

吸気弁温度Ｔｖはこれらの熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒから求めることができる。内燃機関１０の運転中において、吸気弁温度Ｔｖと熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒとの間には、以下の（５）式の関係が成立する。

ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ） ・・・（５）

（５）式の左辺において、ｍ_ｖは吸気弁の質量（ｇ）、Ｃ_ｖは吸気弁の比熱を示している。また、ｄＴ_ｖ／ｄｔは微小時間ｄｔにおける吸気弁温度Ｔｖの変化量である。（５）式によれば、各熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ａｉｒ，Ｑ_ｆｕｅｌに基づいて、吸気弁温度Ｔｖの変化量ｄＴ_ｖ／ｄｔを求めることができる。従って、前回算出した吸気弁温度Ｔｖを変化量ｄＴ_ｖ／ｄｔを用いて更新することで、最新の吸気弁温度Ｔｖを逐次求めることが可能となる。

（５）式に示されるように、変化量ｄＴ_ｖ／ｄｔは、熱量（Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ））を吸気弁２４の全質量、および比熱で除算することにより算出されるため、ここで求められた吸気弁温度Ｔｖは、吸気弁２４の平均温度（Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}）となる。

なお、（５）式を以下のように変形することで、現在の吸気弁温度Ｔｖと経過時間ｔに基づいて、ｔ秒後の吸気弁温度を算出する式（以下に示す（９）式）を得ることができる。

先ず、（５）式の右辺を変形すると、以下の（５’）式が得られる。
ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝ｑ_ｃｏｍｂ（Ｔｃ−Ｔｖ）−（ｑ_ｓｅａｔ・（Ｔｖ−Ｔｗ）＋ｑ_ａｉｒ・（Ｔｖ−Ｔａ）＋ｑ_ｆｕｅｌ・（Ｔｖ−Ｔｆ）＋ｈ_ｆｕｅｌ） ・・・（５’）

（５’）式の右辺を更に変形すると、以下の（６）式が得られる。
ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝−（ｑ_ｃｏｍｂ＋ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ_ａｉｒ＋ｑ_ｆｕｅｌ）・Ｔｖ＋ｑ_ｃｏｍｂ・Ｔｃ＋ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ_ａｉｒ・Ｔａ＋ｑ_ｆｕｅｌ・Ｔｆ＋ｈ_ｆｕｅｌ ・・・（６）

（６）式の左辺において、ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ＝Ａとおき、右辺において（ｑ_ｃｏｍｂ＋ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ_ａｉｒ＋ｑ_ｆｕｅｌ）＝Ｂ、（ｑ_ｃｏｍｂ・Ｔｃ＋ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ_ａｉｒ・Ｔａ＋ｑ_ｆｕｅｌ・Ｔｆ＋ｈ_ｆｕｅｌ）＝Ｃとおき、Ｔｖ＝Ｔｖ（ｔ）とおくと、以下の（７）式が得られる。

Ａ・（ｄＴｖ（ｔ）／ｄｔ）＝Ｂ・Ｔｖ（ｔ）＋Ｃ ・・・（７）

そして、（７）式をｔについて解くと、以下の（８）式が得られる。
ｔ＝（Ａ／Ｂ）・ｌｏｇ［（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）］ ・・・（８）
（８）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｃ／Ｂである。

そして、（８）式を以下のように（８’）式、（８”）式に順次し、Ｔｖ（ｔ）について解くと、以下の（９）式が得られる。
（Ｂ／Ａ）・ｔ＝ｌｏｇ［（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）］
・・・（８’）
（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）＝ｅｘｐ［（Ｂ／Ａ）・ｔ］
・・・（８”）
Ｔｖ（ｔ）＝（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）・ｅｘｐ［（Ｂ／Ａ）・ｔ］＋Ｔｖ＿ｓ
・・・（９）
但し、（９）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｃ／Ｂである。

（９）式によれば、現在の吸気弁２４の温度Ｔｖ（０）と、経過時間ｔに基づいて、ｔ秒後の吸気弁２４の温度Ｔｖ（ｔ）を求めることができる。

このようにして算出された吸気弁温度Ｔｖは、上述したように吸気弁２４の温度の平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}であり、内燃機関１０に関わる各種パラメータの推定に利用することができる。例えば、吸気通路１２に吸入された吸入空気は吸気弁２４の表面のほぼ全域に当たるため、吸入空気量Ｇａは平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}の影響を受けて変動する。従って、平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}は筒内２２への吸入空気量をより正確に求める処理などに利用することができる。

一方、吸気弁２４に付着した燃料が気化する割合を求める場合など、吸気弁２４に付着した燃料の挙動を求める場合は、吸気弁２４の温度の平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}よりも、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を用いることがより好適である。

従って、本実施形態では、上述した方法で吸気弁２４の温度の平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}を求めるとともに、吸気弁２４の燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を求めることとしている。そして、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を更新処理することで逐次求められたＴ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}に基づいて、インジェクタ２０からの燃料噴射量を制御するようにしている。

以下、図３及び図４に基づいて、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}と平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}との相違について説明する。図３は、吸気弁２４を示す斜視図であって、インジェクタ２０から噴射された燃料が吸気弁２４に付着した様子を示している。図３に示すように、インジェクタ２０から噴射された燃料は、吸気弁２４の一部に付着する。このように、燃料は吸気弁２４の一部の領域のみに付着するため、燃料が付着している領域と、付着していない領域では、吸気弁温度Ｔｖが異なる値となる。

図４は、吸気弁２４の温度の実測値を示す特性図であって、縦軸は吸気温度を、横軸は内燃機関１０の負荷ＫＬを示している。図４中において、実線の特性Ｘは吸気弁２４の燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を示している。また、破線の特性Ｙは、吸気弁２４の燃料が付着していない領域の温度を示している。また、一点鎖線の特性Ｚは、特性Ｘと特性Ｙの平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}を示している。

内燃機関１０の運転中においては、吸気弁２４の温度はインジェクタ２０から噴射された燃料の温度よりも高くなる。従って、燃料が付着した部位では、燃料付着により吸気弁２４が冷却されるため、吸気弁２４の温度が低下する。また、付着した燃料が気化する際には、吸気弁２４から熱が奪われるため、燃料付着部位の吸気弁２４の温度は低くなる。

一方、吸気弁２４の燃料付着部位以外の領域では、燃料の付着に起因して吸気弁２４から熱が奪われることがないため、燃料付着部位に比べて吸気弁２４の温度は高くなる。このため、図４に示すように、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}（特性Ｘ）は、燃料が付着していない領域の温度（特性Ｙ）よりも低くなる。従って、図４に示すように、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}（特性Ｘ）は、吸気弁２４の温度の平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}（特性Ｚ）よりも低くなる。従って、これらの相違する２つの温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}，Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}に基づいて、各温度に関連の深いパラメータを制御することで、内燃機関１０の制御をより緻密に行うことが可能になる。

燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を求める基本的な方法は、上述した方法と同様であり、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂ、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔ、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌ、吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒに基づいて（５）式から求めることができる。

この場合において、本実施形態では、平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}を算出する場合に比べて、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を算出する場合は、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌの影響度に差をもたせている。

すなわち、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂ、接触面受熱量Ｑ_ｓｅａｔ、吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒが燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}に与える影響は平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}の場合と同様であり、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂ、接触面受熱量Ｑ_ｓｅａｔ、吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒはＴ_{ｖ＿ａｖｅ}を算出する場合と同一の値が用いられる。一方、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌについては、伝熱部が吸気弁２４の所定範囲（燃料付着部位）であるため、Ｑ_ｆｕｅｌに所定の補正係数ｋを乗じた値をＴ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}の算出に用いる。すなわち、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を求める場合、上述した（５）式は以下の式に変形される。

ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ・ｋ） …（１１）
ここで、補正係数ｋの値は、例えば以下の式で与えられる。
ｋ＝（吸気弁の傘部の面積）／（燃料付着部位の面積）

（１１）式によれば、補正係数ｋにより燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌに重み付けがなされ、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌの値が実際の値よりも面積比分だけ増加される。

燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌは、上述したように吸気弁２４の燃料付着部位における伝熱量を表している。燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌに補正係数ｋを乗算することで、燃料付着部位における伝熱量が吸気弁２４の傘部の全域における伝熱量に変換される。従って、（５）式から（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）を求める場合は、重み付けがなされていないＱ_ｆｕｅｌが左辺の質量ｍ_ｖ、比熱Ｃ_ｖで除算されるため、（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）として吸気弁２４の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}の変化量が算出されるが、（１１）の場合は、補正係数ｋを乗じたＱ_ｆｕｅｌ・ｋを質量ｍ_ｖ、比熱Ｃ_ｖで除算するため、（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）として燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}の変化量を算出することが可能となる。

吸気弁２４の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を求めた後は、これらの温度を内燃機関１０の現象に併せて活用する。例えば、吸入空気量Ｇａを計算するロジックには平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}が引き渡され、平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}に基づいて計算が行われる。また、噴射燃料の増量補正を計算するロジックにはＴ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}が引き渡され、Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}に基づいて計算が行われる。このように、現象に併せて最適な温度を活用することで、内燃機関１０に関係する各種パラメータを高精度に推定し、制御することができる。

次に、図５のフローチャートチャートに基づいて、本実施形態のシステムにおける処理の手順を説明する。図５の処理は各気筒毎に行われるものである。先ず、ステップＳ１では、吸気弁温度Ｔｖの平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}が初期値に設定される。ここでは、前回の機関停止時から十分に時間が経過しているものとして、Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}及びＴ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}が冷却水温Ｔｗに設定される。

次のステップＳ２では、内燃機関１０の始動後、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測される。具体的には、吸入空気量Ｇａや機関回転数Ｎｅに加えて、可変動弁機構２６の状態、つまり、吸気弁２４の開弁タイミングＶＴ、リフト量ＶＬ、および作用角Ｖθなどが検知される。

続くステップＳ３〜Ｓ５では、上述した方法に基づいて、吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒ、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔ、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂを算出する。

すなわち、ステップＳ３では吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒを算出し、ステップＳ４では接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔを算出し、ステップＳ５では燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂを算出する。ここで、各熱量Ｑ_ａｉｒ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｃｏｍｂを算出する際には、吸気弁温度の平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}が用いられる。

次のステップＳ６では、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを算出する。ここでは、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を用いて燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌが算出される。

次のステップＳ７では、吸気弁温度Ｔｖの平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}の更新処理が行われる。ここでは、ステップＳ３〜Ｓ６の処理サイクルで得られた全ての熱量に基づいて、吸気弁２４の総受熱量（Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ））が算出される。そして、（５）式に基づいて、総受熱量を吸気弁２４の比熱及び質量（ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ）で除することにより、今回の処理サイクルの間に生じた平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}の温度変化分ΔＴｖ（＝ｄＴ_ｖ／ｄｔ）が算出される。最後に、現時点の吸気弁温度の平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}にΔＴｖを加えることにより、平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}が最新値に更新される。更新された平均値Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}はＥＣＵ４０のメモリに記憶される。

以降のステップＳ８，Ｓ９では、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を更新する処理を行う。先ず、ステップＳ８では、吸気弁２４の燃料付着部位における燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを補正する処理を行う。ここでは、ステップＳ６で算出された燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌに上述した補正係数ｋを乗算することでＱ_ｆｕｅｌを補正する。

次のステップＳ９では、ステップＳ３〜Ｓ５，及びＳ８の処理サイクルで得られた全ての熱量に基づいて、吸気弁２４の総受熱量（Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ＊ｋ））が算出される。そして、（１１）式に基づいて、総受熱量を吸気弁２４の比熱及び質量（ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ）で除することにより、今回の処理サイクルの間に生じたＴ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}の温度変化分ΔＴｖ（＝ｄＴ_ｖ／ｄｔ）が算出される。最後に、現時点の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}にΔＴｖを加えることにより、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}が最新値に更新される。更新された温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}はＥＣＵ４０のメモリに記憶される。

次のステップＳ１０では吸気弁温度Ｔｖを推定するサイクルを更新するか否かを判定し、サイクルを更新する場合は、ステップＳ２へ戻り、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測される。そして、更新したサイクルにおいてステップＳ３〜Ｓ９の処理を行い、Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}，Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を最新値に更新する。内燃機関１０の運転中は、常にサイクルが更新されて所定サイクル毎にＴ_{ｖ＿ａｖｅ}，Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}が更新される。一方、内燃機関１０の運転が停止した場合は、サイクルを更新せずに処理を終了する(END)。

図５の処理によれば、吸気弁２４の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を共に算出することが可能となる。従って、吸気弁２４の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}に基づいて、平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と密接に関連する吸入空気量Ｇａなどの特性値を制御することができる。また、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}に基づいて、Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}と密接に関連する筒内への燃料供給量などの特性値を制御することが可能となる。

図６は、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}に基づいてインジェクタ２０からの燃料噴射量を補正するためのマップを示す模式図である。図６に示す燃料噴射量の補正係数Ｐは、インジェクタ２０からの基本噴射量に対して乗算される値である。図６に示すように、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}が低い場合ほど補正係数Ｐの値は大きな値に設定される。このように、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}が低い場合は、吸気弁２４への燃料付着量が多くなるため、補正係数Ｐを大きくしてインジェクタ２０からの燃料噴射量を増量することで、筒内に所望の燃料量を送ることができる。

また、図７は、吸気弁２４の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と冷却水温Ｔｗとの差分（Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}−Ｔｗ）に基づいて吸入空気量Ｇａを補正するためのマップを示す模式図である。図７に示す吸入空気量の補正係数Ｑは、エアフロメータ１６で検出された吸入空気量Ｇａに対して乗算される補正値である。図７のマップを用いる前提として、冷却水温Ｔｗに応じて吸入空気量Ｇａが補正され、冷却水温Ｔｗが高いほど、エアフロメータ１６からの実際の検出値よりも値が少なくなるように吸入空気量Ｇａの補正が行われる。これにより、吸気通路１２内での温度上昇に起因した吸入空気の膨張を考慮して吸入空気量Ｇａを補正できる。

そして、図７のマップによれば、平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と冷却水温Ｔｗとの差分（Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}−Ｔｗ）に基づいて補正係数Ｑが定められ、差分が大きいほど補正係数Ｑが小さな値に設定される。従って、冷却水温Ｔｗよりも平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}が高い場合は、平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}が高いほど補正係数Ｑの値が小さな値に設定され、吸入空気量Ｇａが実際の検出値よりも少なくなるように補正が行われる。従って、冷却水温Ｔｗが高いほど、また平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}が高いほど吸入空気量Ｇａが小さな値に設定され、温度変化に起因した変動を考慮した上で吸入空気量Ｇａを高精度に求めることが可能となる。

次に、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}をより詳細に求める方法について説明する。上述した説明では、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを補正する補正係数ｋを一定値としているが、補正係数ｋは燃料付着部位の面積の関数であり、燃料付着部位の面積は運転条件に応じて変動するため、これに応じて補正係数ｋを可変することが好適である。

燃料付着部位の面積の変動は、吸気弁２４への燃料付着量に基づいて算出することができる。そして、吸気弁２４への燃料付着量は、以下に説明する燃料挙動モデルにより求めることができる。

図８は、吸気弁２４の近傍の拡大図である。以下、図８に示すように、インジェクタ２０から噴射される燃料の量を「燃料噴射量ｆｉ」、吸気通路１２（吸気ポート）の壁面または吸気弁２４の表面に付着する燃料の量を「燃料付着量ｆｗ」、筒内に吸入される燃料の量を「筒内流入燃料量ｆｃ」と記す。

図９は、本実施形態の装置が用いる燃料挙動モデルを説明するための模式図である。この燃料挙動モデルは燃料噴射弁３２から噴射された後の燃料の挙動を表すモデルである。図９に示す、残留率Ｒ、付着率Ｐ、および燃料量ｆｉ，ｆｗ，ｆｃは、何れも、その燃料挙動モデルにおいて用いられるパラメータである。以下、図９に基づいて、残留率Ｒ、付着率Ｐ、燃料量ｆｉ，ｆｗ，ｆｃの関係を説明する。

上述したように、燃料噴射量ｆｉは、インジェクタ２０から噴射された後、その一部が吸気弁２４または吸気通路１２の壁面等に付着し、その残部が筒内２２に吸入される。この際、吸気弁２４等に付着する燃料の割合を「付着率Ｒ」と定義すれば、図９に示すように、燃料噴射量ｆｉのうち筒内に吸入されることなく吸気弁２４等に付着する燃料は、「Ｒ×ｆｉ」で表されることとなり、一方、筒内に吸入される燃料の量は「（１−Ｒ）×ｆｉ」で表されることとなる。

筒内流入燃料量ｆｃには、上記の演算式ｆｉ×（１−Ｒ）で表される量の燃料量の他、吸気弁２４等に付着していた燃料のうち、筒内へ流入した燃料量が含まれる。ここで、吸気行程の実行後に吸気弁２４等への付着燃料が付着したままの状態で残る割合を「残留率Ｐ」とすれば、図９に示すように、吸気行程の開始時に存在していた燃料付着量は、その吸気行程の後には「Ｐ×ｆｗ」で表される量に減少していることになり、一方、その吸気行程の間には、「（１−Ｐ）×ｆｗ」で表される量の燃料が付着燃料の存在に起因して筒内に流入したことになる。

従って、第ｋサイクルにおける噴射行程の開始時における吸気弁２４等への燃料付着量がｆｗ_ｋであり、第ｋサイクルにおける燃料噴射量がｆｉ_ｋである場合、第ｋサイクルの終了後に発生している燃料付着量（つまり、第ｋ＋１サイクルにおける燃料付着量）ｆｗ_ｋ＋１および、第ｋサイクルにおける筒内流入要求量ｆｃ_ｋは、付着率Ｒおよびポート残留率Ｐを用いて次式のように表すことができる。
ｆｗ_ｋ＋１＝Ｐ×ｆｗ_ｋ＋Ｒ×ｆｉ_ｋ ・・・（１２）
ｆｃ_ｋ＝（１−Ｐ）×ｆｗ_ｋ＋（１−Ｒ）×ｆｉ_ｋ ・・・（１３）

このモデルによれば、内燃機関１０が現実に要求している筒内流入燃料量ｆｃ_ｋに対応した燃料噴射量ｆｉは、上記（１２）式、（１３）式の関係を用いることにより、付着率Ｒ、残留率Ｐをパラメータとして、個々のサイクル毎に演算により求めることができる（尚、ｆｗの初期値は０に設定できる）。

具体的には、第ｋ−１サイクルにおける（１２）式の演算から、第ｋサイクルにおけるｆｗ_ｋが算出される。そして、第ｋサイクルにおいて、（１３）式における筒内要求燃料量ｆｃ_ｋを目標となる所定の値に設定する。すると、（１３）式から第ｋサイクルの燃料噴射量ｆｉ_ｋが算出される。

従って、（１２）式、（１３）式によれば、第ｋサイクルにおける燃料噴射量ｆｉ_ｋと第ｋサイクルにおける燃料付着量ｆｗを算出することができる。なお、残留率Ｒ、付着率Ｐの値は固定値としても良いし、運転状態に応じてマップから算出しても良い。

図９において、燃料付着量ｆｗは、吸気弁２４における燃料付着量ｆｗｖと、吸気通路１２への燃料付着量ｆｗｐとの合計である。吸気弁２４における燃料付着量ｆｗｖを求める場合は、燃料付着量ｆｗに所定の係数を乗じることにより求めることができる。また、吸気弁２４における燃料付着を示す燃料挙動モデルと、吸気通路１２における燃料付着を示す燃料挙動モデルとから２次モデルを構成し、この２次モデルから吸気弁２４における燃料付着量ｆｗｖを求めても良い。

吸気弁２４における燃料付着部位の面積Ｓは、吸気弁２４における燃料付着量ｆｗｖから求めることができる。図１０は、燃料付着部位の面積Ｓ、燃料付着量ｆｗｖ、及び付着燃料の液膜厚さｈｖの関係を示す模式図である。図１０に示すように、燃料付着量ｆｗｖは、燃料付着部位の面積Ｓと液膜厚さｈｖとの積で表される。従って、燃料付着量ｆｗｖと液膜厚さｈｖとの関係を求めておくことで、燃料付着量ｆｗｖから面積Ｓを求めることが可能である。

燃料付着量ｆｗｖと液膜厚さｈｖの関係は燃料の物性等から決定され、以下の式で表される。
ｈｖ＝α×ｆｗｖ^β ・・・（１４）
ここで、α，βは所定の係数である。

（１４）式によれば、吸気弁２４への燃料付着量ｆｗｖに基づいて液膜厚さｈｖを求めることができる。従って、燃料付着部位の面積Ｓは、燃料付着量ｆｗｖを液膜厚さｈｖで除算することにより求めることができる。

これにより、各サイクル毎に燃料付着部位の面積Ｓを算出することができ、面積Ｓに基づいて、各サイクル毎に補正係数ｋの値を可変することができ、補正係数ｋの値を最適に制御することが可能となる。

以上説明したように本実施形態によれば、吸気弁２４の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}の双方を逐次算出することができるため、各温度に基づいて吸入空気量、燃料噴射量などの各パラメータを最適に制御することが可能となる。

これにより、吸入空気量を計算するロジックでは、平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}により吸入空気量Ｇａを補正することで、吸入空気量を正確に求めることができる。一方、冷間暖機、再始動、冷間のモード走行などの噴射燃料増量ロジックでは、燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}を活用することで、推定する燃料蒸発などの挙動と実現象との乖離を小さくすることができ、燃料噴射量を最適に制御することができる。従って、エミッションを向上することができ、また機関の始動性を向上することが可能になる。

本発明の一実施形態に係る内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。 本発明の一実施形態に係るシステムが吸気弁の温度Ｔｖを算出する原理を説明するための図である。 吸気弁を示す斜視図であって、インジェクタから噴射された燃料が吸気弁に付着した様子を示す模式図である。 吸気弁の温度を示す特性図であって、吸気弁の平均温度と、燃料付着部位の温度の相違を示す図である。 本発明の一実施形態に係るシステムの処理の手順を示すフローチャートである。 燃料付着部位の温度Ｔ_{ｖ＿ｆｕｅｌ}に基づいてインジェクタからの燃料噴射量を補正するためのマップを示す模式図である。 吸気弁の平均温度Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}と冷却水温Ｔｗとの差分（Ｔ_{ｖ＿ａｖｅ}−Ｔｗ）に基づいて吸入空気量Ｇａを補正するためのマップを示す模式図である。 吸気弁の近傍を拡大して示す模式図である。 燃料挙動モデルを説明するための模式図である。 燃料付着部位の面積Ｓ、吸気弁の燃料付着量ｆｗｖ、及び付着燃料の液膜厚さｈｖの関係を示す模式図である。

符号の説明

１０ 内燃機関
１２ 吸気通路
２４ 吸気弁
２０ インジェクタ
４０ ＥＣＵ

Claims (5)

1. 内燃機関の吸気通路内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
   前記吸気通路に設けられた吸気弁と、
   前記吸気弁の燃料付着部の温度を推定する燃料付着部温度推定手段と、
   推定した前記燃料付着部の温度に基づいて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を制御する噴射量制御手段と、
   を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記燃料付着部温度推定手段は、
   少なくとも、前記吸気弁に付着した燃料の気化潜熱量と、前記燃料付着部の面積に対する前記吸気弁の表面積の比率と、を考慮して前記燃料付着部の温度を推定することを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記燃料付着部温度推定手段は、
   前記吸気弁と前記吸気通路を流れる吸入空気との間の伝熱量と、前記吸気弁と弁座との間の伝熱量と、前記吸気弁と燃焼ガスとの間の伝熱量と、を更に考慮して前記燃料付着部の温度を推定することを特徴とする請求項２記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記吸気弁の平均温度を推定する平均温度推定手段と、
   前記平均温度に基づいて吸入空気量を補正する補正手段と、
   を更に備えたことを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記平均温度推定手段は、
   前記吸気弁に付着した燃料の気化潜熱量と、前記吸気弁と前記吸気通路を流れる吸入空気との間の伝熱量と、前記吸気弁と弁座との間の伝熱量と、前記吸気弁と燃焼ガスとの間の伝熱量と、を考慮して前記平均温度を推定することを特徴とする請求項４記載の内燃機関の制御装置。

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