JP2008175109A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 内燃機関の良好な燃費の確保と、加速要求時における内燃機関の出力の応答性の向上とを両立できる内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】 制御装置１は、検出された第２可変動弁機構７０の作動量Ｃａｉｎに応じて、第１可変動弁機構５０の制御用の第１制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎを算出し（ステップ５１、５２、図１９）、内燃機関３に要求される加速度合を表す要求加速度合パラメータＧ＿ｃｍｄを算出する（ステップ１４）。また、第２可変動弁機構７０の制御用の第２制御入力Ｕｃａｉｎを、内燃機関３の出力を優先して算出するための出力優先型算出手段（ステップ４３、４４、図１７）と、燃費を優先して算出するための燃費優先型算出手段（ステップ４２、４４、図１６）とを備え、要求加速度合パラメータＧ＿ｃｍｄに応じ、出力優先型算出手段および燃費優先型算出手段の一方を選択する（ステップ１５〜１７、４１）。
【選択図】 図１５

Description

本発明は、第１可変動弁機構とこれよりも応答速度が低い第２可変動弁機構とにより吸気弁の動作特性を変更することよって吸入空気量を変更可能に構成された内燃機関の制御装置に関する。

従来、この種の内燃機関の制御装置として、例えば特許文献１に開示されたものが知られている。この内燃機関には、吸気弁のバルブリフトを変更する第１可変動弁機構と、吸気弁の作動角の中心角（以下、単に「中心角」という）を変更する第２可変動弁機構が設けられている。第１および第２の可変動弁機構は、電動機および油圧ポンプをそれぞれ動力源としており、第２可変動弁機構の応答速度、すなわちその制御入力に対する作動量の応答速度は、第１可変動弁機構よりも低い。上記の従来の制御装置では、これらの第１および第２の可変動弁機構を介してバルブリフトおよび中心角をそれぞれ次のように制御することにより、吸入空気量が制御される。

具体的には、センサなどを用いて求めた内燃機関の負荷に応じ、目標中心角マップを検索することによって、上記の中心角の目標値である目標中心角を算出するとともに、実際の中心角を実中心角度相当値として推定する。この目標中心角マップでは、目標中心角は、内燃機関の良好な燃費が得られるような値に設定されている。また、内燃機関の負荷および推定した実中心角度相当値に応じ、上記のバルブリフトの目標値である目標バルブリフトを算出する。そして、算出した目標バルブリフトに基づく制御入力を第１可変動弁機構に、目標中心角に基づく制御入力を第２可変動弁機構に、それぞれ入力することによって、バルブリフトおよび中心角が、目標バルブリフトおよび目標中心角にそれぞれ制御される。以上により、第２可変動弁機構の制御入力に対する作動量の応答遅れを補償し、吸入空気量を精度良く制御するようにしている。

上述したように、従来の制御装置では、目標中心角マップにおいて良好な燃費が得られるような値に設定された目標中心角を、中心角の目標値として用いているにすぎない。このため、従来の制御装置では、加速要求により内燃機関の負荷が急増するような場合には、第２可変動弁機構の応答遅れを十分には補償できず、十分な吸入空気量が得られないことによって、負荷に対して高い応答性で内燃機関の出力を増大させることができない。また、そのような不具合を解消するために、目標中心角マップにおいて、目標中心角を燃費ではなく、出力を優先に設定することが考えられるが、その場合には、内燃機関の良好な燃費が得られなくなってしまう。

本発明は、以上のような課題を解決するためになされたものであり、内燃機関の良好な燃費を確保できるとともに、加速要求時における内燃機関の出力の応答性を高めることができる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

特開２００６−５７５７３号公報

上記の目的を達成するため、請求項１に係る発明は、第１可変動弁機構（実施形態における（以下、本項において同じ）バルブリフト可変機構５０）と第１可変動弁機構よりも応答速度が低い第２可変動弁機構（カム位相可変機構７０）とにより吸気弁４の動作特性を変更することよって吸入空気量ＱＡを変更可能に構成された内燃機関３を制御するための内燃機関３の制御装置１であって、吸気弁４に対する第２可変動弁機構の作動量（カム位相Ｃａｉｎ）を検出する作動量検出手段（カム角センサ２３）と、検出された第２可変動弁機構の作動量に応じて、第１可変動弁機構を制御するための第１制御入力（リフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎ）を算出する第１制御入力算出手段（ＥＣＵ２、ステップ５１、５２、図１９）と、内燃機関３の負荷を表す負荷パラメータ（エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄ）を検出する負荷パラメータ検出手段（ＥＣＵ２、ステップ１）と、内燃機関３に要求される加速度合を表す要求加速度合パラメータ（要求加速度Ｇ＿ｃｍｄ）を算出する要求加速度合パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、ステップ１４）と、第２可変動弁機構を制御するための第２制御入力（位相制御入力Ｕｃａｉｎ）を、検出された負荷パラメータに応じ、内燃機関３の出力を優先して算出するための出力優先型算出手段（ＥＣＵ２、ステップ４３、４４、図１７）と、第２制御入力を、負荷パラメータに応じ、内燃機関３の燃費を優先して算出するための燃費優先型算出手段（ＥＣＵ２、ステップ４２、４４、図１６）と、算出された要求加速度合パラメータに応じ、第２制御入力を算出する算出手段として、出力優先型算出手段および燃費優先型算出手段の一方を選択する選択手段（ＥＣＵ２、ステップ１５〜１７、６１〜６３、４１）と、を備えることを特徴とする。

この内燃機関の制御装置によれば、内燃機関の負荷を表す負荷パラメータが負荷パラメータ検出手段によって検出されるとともに、内燃機関に要求される加速度合（以下「要求加速度合」という）を表す要求加速度合パラメータが、要求加速度合パラメータ算出手段によって算出される。また、検出された負荷パラメータに応じて第２制御入力を算出するための算出手段として、出力を優先して算出する出力優先型算出手段と燃費を優先して算出する燃費優先型算出手段とを備えており、算出された要求加速度合パラメータに応じ、出力優先型算出手段または燃費優先型算出手段を選択手段によって選択するとともに、選択した算出手段によって第２制御入力が算出される。

したがって、要求加速度合パラメータが加速要求を示しているときに、出力優先型算出手段を選択することによって、加速要求時に、加速要求に適した大きさの吸入空気量を得ることができ、内燃機関の出力を速やかに増大させ、その応答性を高めることができる。また、要求加速度合パラメータが加速要求を示していないときに、燃費優先型算出手段を選択することによって、加速要求時以外のときに、内燃機関の良好な燃費を得ることができる。以上により、内燃機関の良好な燃費を確保できるとともに、加速要求時における内燃機関の出力の応答性を高めることができる。

また、吸気弁に対する第２可変動弁機構の作動量が作動量検出手段によって検出されるとともに、検出された作動量に応じ、第１可変動弁機構を制御するための第１制御入力が、第１制御入力算出手段によって算出される。このように、応答速度の低い第２可変動弁機構の実際の作動量に応じ、応答速度の高い第１可変動弁機構の第１制御入力を算出するので、第２可変動弁機構の応答遅れを、第１可変動弁機構を介した吸入空気量の制御によって補償できる。これにより、上述した効果、すなわち、良好な燃費を確保できるとともに、加速要求時における内燃機関の出力の応答性を高められるという効果を、より良好に得ることができる。なお、本明細書中における「検出」には、センサによる検出に加え、演算による「算出」や「推定」も含むものとする。

前記目的を達成するため、請求項２に係る発明は、第１可変動弁機構と第１可変動弁機構よりも応答速度が低い第２可変動弁機構とにより吸気弁４の動作特性を変更することによって吸入空気量ＱＡを変更可能に構成された内燃機関３を制御するための内燃機関３の制御装置１であって、吸気弁４に対する第２可変動弁機構の作動量を検出する作動量検出手段と、検出された第２可変動弁機構の作動量に応じて、第１可変動弁機構を制御するための第１制御入力を算出する第１制御入力算出手段と、内燃機関３の負荷を表す負荷パラメータを検出する負荷パラメータ検出手段と、内燃機関３に要求される加速度合を表す要求加速度合パラメータを算出する要求加速度合パラメータ算出手段と、第２可変動弁機構を制御するための第２制御入力を、検出された負荷パラメータに応じ、内燃機関３の出力を優先して算出するための出力優先型算出手段（ステップ８２、図１７）と、第２制御入力を、負荷パラメータに応じ、内燃機関３の燃費を優先して算出するための燃費優先型算出手段（ステップ８１、図１６）と、出力優先型算出手段によって算出された算出値（出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐ）と燃費優先型算出手段によって算出された算出値（燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣ）とを、算出された要求加速度合パラメータに応じた重み（加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａ）で加重平均することにより、第２制御入力を算出する第２制御入力算出手段（ＥＣＵ２、ステップ７１、８３、４４）と、を備えることを特徴とする。

この内燃機関の制御装置によれば、請求項１と同様、負荷パラメータおよび要求加速度合パラメータが求められる。また、負荷パラメータに応じて出力優先型算出手段および燃費優先型算出手段でそれぞれ算出した算出値（以下、それぞれ「出力優先型算出値」「燃費優先型算出値」という）を、要求加速度合パラメータに応じた重みで加重平均することにより、第２制御入力が算出される。

このように、第２制御入力を、出力優先型および燃費優先型の算出値を要求加速度合パラメータに応じた重みで加重平均することにより算出するので、要求加速度合に応じてきめ細かく算出することができる。したがって、例えば、要求加速度合パラメータが加速要求を示しているときに、第２制御入力に対する出力優先型算出値の重みを大きくすることによって、請求項１と同様、加速要求時に、内燃機関の出力の応答性を高めることができる。また、要求加速度合パラメータが加速要求を示していないときに、燃費優先型算出値の重みを大きくすることによって、請求項１と同様、加速要求時以外のときに、内燃機関の良好な燃費を得ることができる。このように、請求項１と同様、良好な燃費を確保できるとともに、加速要求時における内燃機関の出力の応答性を高めることができる。

また、要求加速度合パラメータによって示される要求加速度合の大小に応じて、出力優先型算出値の重みを増減させることによって、請求項１と異なり、要求加速度合の大小に見合った適切な第２制御入力を得ることができる。したがって、良好な燃費の確保と、加速要求時における内燃機関の出力の応答性の向上とを、よりバランス良く両立させることができる。また、請求項１と同様、吸気弁に対する第２可変動弁機構の作動量が検出されるとともに、検出された作動量に応じて、第１可変動弁機構を制御するための第１制御入力が算出される。したがって、第２可変動弁機構の応答遅れを、第１可変動弁機構を介した吸入空気量の制御によって補償できるので、上述した効果をさらに良好に得ることができる。

請求項３に係る発明は、請求項１または２に記載の内燃機関３の制御装置１において、内燃機関３は、車両Ｖに動力源として搭載されており、車両Ｖの駆動輪Ｗ，Ｗに要求される駆動輪要求トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄを算出する駆動輪要求トルク算出手段（ＥＣＵ２、ステップ１２）と、車両Ｖの走行抵抗ＲＬを算出する走行抵抗算出手段（ＥＣＵ２、ステップ３１）と、をさらに備え、要求加速度合パラメータ算出手段は、要求加速度合パラメータを、算出された駆動輪要求トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄおよび走行抵抗ＲＬに応じて算出する（ステップ１４）ことを特徴とする。

この構成によれば、車両の駆動輪に要求される駆動輪要求トルクと車両の走行抵抗が算出されるとともに、算出された駆動輪要求トルクおよび走行抵抗に応じて、要求加速度合パラメータが算出される。一般に、車両の定速走行中、駆動輪要求トルクおよび走行抵抗は互いに等しく、釣り合っているのに対し、加速時には、駆動輪要求トルクが走行抵抗よりも大きくなり、その度合は、要求加速度合が大きいほど、より大きくなる。このように、駆動輪要求トルクおよび走行抵抗は、要求加速度合と密接な相関関係を有するので、本発明によれば、要求加速度合パラメータを適切に算出することができる。

請求項４に係る発明は、請求項３に記載の内燃機関３の制御装置１において、駆動輪のトルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔを検出する駆動輪トルク検出手段（ＥＣＵ２、ステップ２３）と、車両Ｖの速度ＶＰを検出する車速検出手段（車速センサ２６）と、車両の加速度Ａｃｃを検出する加速度検出手段（ＥＣＵ２、ステップ２６）と、をさらに備え、走行抵抗算出手段は、車両Ｖおよび車両Ｖが走行する路面が、それぞれの所定の基準状態にあるときに得られる走行抵抗を、検出された車速ＶＰに応じ、基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅとして算出する基準走行抵抗算出手段（ＥＣＵ２、ステップ２８）と、車両Ｖが所定の基準状態にあるときに得られる加速抵抗を、検出された車両の加速度Ａｃｃに応じ、基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒとして算出する基準加速抵抗算出手段（ＥＣＵ２、ステップ２７）と、検出された駆動輪のトルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔと、算出された基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅおよび基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒとに応じて、補正値ＲＬ＿ｃｏｒを算出する補正値算出手段（ＥＣＵ２、ステップ３０）と、を有し、算出された補正値ＲＬ＿ｃｏｒで基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅを補正することによって、走行抵抗ＲＬを算出する（ステップ３１）ことを特徴とする。

この構成によれば、走行抵抗の算出が次のようにして行われる。すなわち、駆動輪のトルクを検出し、車両および車両が走行する路面がそれぞれの所定の基準状態にあるときに得られる走行抵抗を、検出された車速に応じ、基準走行抵抗として算出するとともに、車両が所定の基準状態にあるときに得られる加速抵抗を、検出された車両の加速度に応じ、基準加速抵抗として算出する。また、駆動輪のトルク、基準走行抵抗および基準加速抵抗に応じて、補正値を算出するとともに、算出した補正値で基準走行抵抗を補正することによって、走行抵抗が算出される。

一般に、走行抵抗は、転がり抵抗や空気抵抗、勾配抵抗を足し合わせたものであり、車両の状態（例えば重量、前面投影面積）や、車両が走行する路面の状態（例えば路面の凹凸、勾配）に応じて変化する。このため、車両および路面が上述したそれぞれの基準状態になければ、実際の走行抵抗は上述した基準走行抵抗と異なる。また、通常、駆動輪のトルクは、車両の加速時には実際の走行抵抗と実際の加速抵抗との和（以下「実際の総走行抵抗」という）に相当し、加速時以外の定速走行中には実際の走行抵抗に相当する。また、定速走行中には、基準加速抵抗は値０になる。以上のことから、駆動輪のトルクと、基準走行抵抗および基準加速抵抗の和（以下「基準総走行抵抗」という）との差は、加速時には実際の総走行抵抗と基準総走行抵抗との差に相当し、定速走行中には実際の走行抵抗と基準走行抵抗との差に相当する。

したがって、本発明によれば、駆動輪のトルク、基準走行抵抗および基準加速抵抗に応じて算出した補正値による補正により、基準走行抵抗を基準として、実際の走行抵抗を精度良く算出することができる。また、上記のように、走行抵抗を、例えば車両の実際の重量や路面の勾配などの検出値を必要とすることなく、演算のみによって算出できるので、それらを検出するセンサが不要になり、その分、制御装置の製造コストを削減することができる。

以下、図面を参照しながら、本発明の好ましい実施形態について説明する。図１は、本実施形態による制御装置１を適用した内燃機関（以下「エンジン」という）３と、このエンジン３を動力源として搭載した車両Ｖなどを概略的に示している。車両Ｖには、変速装置８０が搭載されている。この変速装置８０は、マニュアル式のものであり、エンジン３の動力を、所定の複数の変速比の１つによって変速し、車両Ｖの駆動輪Ｗ，Ｗに伝達する。また、変速装置８０は、第１速〜第５速およびリバースから成る６つのギヤ段を選択的に設定するように構成されており、変速装置８０の動作は、運転者によって操作されるシフトレバー（図示せず）のシフト位置に応じ、制御装置１の後述するＥＣＵ２によって制御される（図３参照）。

図２および図４に示すように、エンジン３は、４つの気筒３ａおよびピストン３ｂ（いずれも１つのみ図示）を有する直列４気筒ＤＯＨＣ型のガソリンエンジンである。また、エンジン３は、各気筒３ａの吸気ポートおよび排気ポートをそれぞれ開閉する吸気弁４および排気弁７と、吸気弁４を駆動するための、吸気カムシャフト５および吸気カム６を有する可変式吸気動弁機構４０と、排気弁７を駆動するための、排気カムシャフト８および排気カム９を有する排気動弁機構３０と、燃料噴射弁１０と、点火プラグ１１（図３参照）を備えている。

吸気弁４のステム４ａは、ガイド４ｂに摺動自在に嵌合しており、このガイド４ｂは、シリンダヘッド３ｃに固定されている。吸気弁４には、上下のスプリングシート４ｃ，４ｄと、これらの間に配置されたバルブスプリング４ｅが設けられており（図５参照）、吸気弁４は、このバルブスプリング４ｅによって、閉弁方向に付勢されている。

吸気カムシャフト５および排気カムシャフト８はそれぞれ、図示しないホルダを介して、シリンダヘッド３ｃに回転自在に取り付けられている。また、吸気カムシャフト５の一端部には、吸気スプロケット（図示せず）が同軸に配置され、回転自在に設けられている。この吸気スプロケットは、タイミングベルト（図示せず）を介してクランクシャフト３ｄに連結されるとともに、後述するカム位相可変機構７０を介して吸気カムシャフト５に連結されている。これにより、吸気カムシャフト５は、クランクシャフト３ｄが２回転するごとに１回転する。吸気カム６は、気筒３ａごとに、吸気カムシャフト５と一体に設けられている。

可変式吸気動弁機構４０は、吸気カム６の回転に伴って、各気筒３ａの吸気弁４を開閉するとともに、吸気弁４のリフトおよびバルブタイミングを無段階に変更する。その詳細については後述する。なお、本実施形態では、吸気弁４のリフト（以下「バルブリフト」という）Ｌｉｆｔｉｎは、吸気弁４の最大ストロークを表すものとする。

排気弁７のステム７ａは、ガイド７ｂに摺動自在に嵌合しており、このガイド７ｂは、シリンダヘッド３ｃに固定されている。また、排気弁７には、上下のスプリングシート７ｃ，７ｄと、これらの間に配置されたバルブスプリング７ｅが設けられている。排気弁７は、このバルブスプリング７ｅにより、閉弁方向に付勢されている。

排気カムシャフト８は、これと一体の排気スプロケット（図示せず）を有し、この排気スプロケットおよびタイミングベルト（図示せず）を介して、クランクシャフト３ｄに連結されており、それにより、クランクシャフト３ｄが２回転するごとに１回転する。排気カム９は、気筒３ａごとに、排気カムシャフト８と一体に設けられている。

排気動弁機構３０は、ロッカアーム３１を有しており、このロッカアーム３１が排気カム９の回転に伴って回動することにより、バルブスプリング７ｅの付勢力に抗しながら、排気弁７を開閉する。

燃料噴射弁１０は、気筒３ａごとに設けられ、シリンダヘッド３ｃに傾斜した状態で取り付けられており、燃料を燃焼室内に直接、噴射する。すなわち、エンジン３は直噴エンジンとして構成されている。また、燃料噴射弁１０の開弁時間および開弁タイミングはＥＣＵ２によって制御される。

点火プラグ１１も、気筒３ａごとに設けられ、シリンダヘッド３ｃに取り付けられており、この点火プラグ１１の点火時期もまた、ＥＣＵ２によって制御される。

エンジン３には、クランク角センサ２０が設けられている。このクランク角センサ２０は、マグネットロータおよびＭＲＥピックアップで構成されており、クランクシャフト３ｄの回転に伴い、いずれもパルス信号であるＣＲＫ信号およびＴＤＣ信号をＥＣＵ２に出力する。

ＣＲＫ信号は、所定クランク角（例えば１０゜）ごとに出力され、ＥＣＵ２は、このＣＲＫ信号に基づき、エンジン３の回転数（以下「エンジン回転数」という）ＮＥを算出する。ＴＤＣ信号は、各気筒３ａのピストン３ｂが吸気行程の開始時のＴＤＣ位置よりも若干、手前の所定のクランク角位置にあることを表す信号であり、４気筒タイプの本例では、クランク角１８０゜ごとに出力される。

さらに、エンジン３の吸気管１２には、スロットル弁機構は設けられておらず、その吸気通路１２ａが大口径に形成されており、それにより、通気抵抗が通常のエンジンよりも小さく設定されている。また、吸気管１２には、エアフローセンサ２１が設けられている。このエアフローセンサ２１は、熱線式エアフローメータで構成されており、エンジン３に吸入される吸入空気量ＱＡを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。

次に、図５〜図８を参照しながら、前述した可変式吸気動弁機構４０について説明する。この可変式吸気動弁機構４０は、吸気カムシャフト５、吸気カム６、バルブリフト可変機構５０（第１可変動弁機構）およびカム位相可変機構７０（第２可変動弁機構）などで構成されている。

このバルブリフト可変機構５０は、吸気カム６の回転に伴って吸気弁４を開閉するとともに、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを所定の最大値Ｌｉｆｔｉｎ＿Ｈと所定の最小値Ｌｉｆｔｉｎ＿Ｌとの間で無段階に変更するものであり、気筒３ａごとに設けられた四節リンク式のロッカアーム機構５１と、これらのロッカアーム機構５１を同時に駆動するリフトアクチュエータ６０を有している。

各ロッカアーム機構５１は、ロッカアーム５２および上下のリンク５３，５４などで構成されている。この上リンク５３の一端部は、シリンダヘッド３ｃに固定されたロッカアームシャフト５６に回動自在に取り付けられるとともに、他端部は、上ピン５５を介して、ロッカアーム５２の上端部に回動自在に取り付けられている。

また、ロッカアーム５２の上ピン５５には、ローラ５７が回動自在に設けられている。このローラ５７は、吸気カム６のカム面に当接しており、吸気カム６が回転する際、そのカム面に案内されながら吸気カム６上を転動する。これにより、ロッカアーム５２は上下方向に駆動されるとともに、上リンク５３が、ロッカアームシャフト５６を中心として回動する。

さらに、ロッカアーム５２の吸気弁４側の端部には、アジャストボルト５２ａが取り付けられている。このアジャストボルト５２ａは、吸気弁４のステム４ａに当接しており、吸気カム６の回転に伴ってロッカアーム５２が上下方向に移動すると、バルブスプリング４ｅの付勢力に抗しながら、ステム４ａを上下方向に駆動し、吸気弁４を開閉する。

また、下リンク５４の一端部は、下ピン５８を介して、ロッカアーム５２の下端部に回動自在に取り付けられており、下リンク５４の他端部には、連結軸５９が回動自在に取り付けられている。下リンク５４は、この連結軸５９を介して、リフトアクチュエータ６０の後述する短アーム６５に連結されている。

リフトアクチュエータ６０は、ＥＣＵ２により駆動されるものであり、図６に示すように、モータ６１、ナット６２、リンク６３、長アーム６４および短アーム６５を有している。このモータ６１は、ＥＣＵ２に接続され、エンジン３のヘッドカバー３ｇの外側に配置されている。モータ６１の回転軸は、雄ねじが形成されたねじ軸６１ａになっており、このねじ軸６１ａに、ナット６２が螺合している。リンク６３の一端部は、ピン６３ａを介してナット６２に回動自在に取り付けられ、他端部は、ピン６３ｂを介して長アーム６４の一端部に回動自在に取り付けられている。また、長アーム６４の他端部は、回動軸６６を介して短アーム６５の一端部に固定されている。この回動軸６６は、断面円形に形成され、エンジン３のヘッドカバー３ｇに回動自在に支持されている。長アーム６４および短アーム６５は、回動軸６６を中心として、これと一体に回動する。

さらに、短アーム６５の回転軸６６と逆側の端部には、前述した連結軸５９が回動自在に取り付けられており、これにより、短アーム６５は、連結軸５９を介して、下リンク５４に連結されている。

次に、以上のように構成されたバルブリフト可変機構５０の動作について説明する。このバルブリフト可変機構５０では、ＥＣＵ２からの後述するリフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎ（第１制御入力）がリフトアクチュエータ６０に入力されると、モータ６１のねじ軸６１ａが回転し、それに伴うナット６２の移動により、長アーム６４および短アーム６５が回動軸６６を中心として回動するとともに、この短アーム６５の回動に伴う連結軸５９の移動により、ロッカアーム機構５１の下リンク５４が、下ピン５８を中心として回動する。すなわち、リフトアクチュエータ６０により、下リンク５４が駆動される。

その際、ＥＣＵ２の制御により、短アーム６５の回動範囲は、図６（ａ）に示す最大リフト位置と図６（ｂ）に示す最小リフト位置との間に規制され、それにより、下リンク５４の回動範囲も、図５に実線で示す最大リフト位置と、図５に２点鎖線で示す最小リフト位置との間に規制される。

下リンク５４が最大リフト位置にある場合、ロッカアーム機構５１では、上ピン５５および下ピン５８の中心間の距離が、ロッカアームシャフト５６および連結軸５９の中心間の距離よりも長くなるように構成されており、それにより、図７（ａ）に示すように、吸気カム６が回転すると、これとローラ５７との当接点の移動量よりも、アジャストボルト５２ａの移動量の方が大きくなる。

一方、下リンク５４が最小リフト位置にある場合、ロッカアーム機構５１では、上ピン５５および下ピン５８の中心間の距離が、ロッカアームシャフト５６および連結軸５９の中心間の距離よりも短くなるように構成されており、それにより、図７（ｂ）に示すように、吸気カム６が回転すると、これとローラ５７との当接点の移動量よりも、アジャストボルト５２ａの移動量の方が小さくなる。

以上により、吸気弁４は、下リンク５４が最大リフト位置にあるときには、最小リフト位置にあるときよりも大きなバルブリフトＬｉｆｔｉｎで開弁する。具体的には、吸気カム６の回転中、吸気弁４は、下リンク５４が最大リフト位置にあるときには、図８の実線で示すバルブリフト曲線に従って開弁し、バルブリフトＬｉｆｔｉｎは、その最大値Ｌｉｆｔｉｎ＿Ｈを示す。一方、下リンク５４が最小リフト位置にあるときには、図８の２点鎖線で示すバルブリフト曲線に従って開弁し、バルブリフトＬｉｆｔｉｎは、その最小値Ｌｉｆｔｉｎ＿Ｌを示す。

以上のように、このバルブリフト可変機構５０では、アクチュエータ６０を介して、下リンク５４を最大リフト位置と最小リフト位置との間で回動させることにより、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを、最大値Ｌｉｆｔｉｎ＿Ｈと最小値Ｌｉｆｔｉｎ＿Ｌとの間で無段階に変更することができる。また、前述したように、バルブリフト可変機構５０は、モータ６１を動力源とするので、リフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎに対する短アーム６５の回動角θｌｉｆｔの応答速度は、比較的高い。

また、エンジン３には、回動角センサ２２が設けられており（図３参照）、この回動角センサ２２は、短アーム６５の回動角θｌｉｆｔを検出して、それを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。この短アーム６５の回動角θｌｉｆｔは、短アーム６５が最大リフト位置と最小リフト位置との間のどの位置にあるかを表すものであり、ＥＣＵ２は、この回動角θｌｉｆｔに基づき、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを算出する。

次に、図９および図１０を参照しながら、前述したカム位相可変機構７０について説明する。このカム位相可変機構７０は、吸気カムシャフト５のクランクシャフト３ｄに対する相対的な位相（以下「カム位相」という）Ｃａｉｎを無段階に進角側または遅角側に変更し、それにより、吸気弁４のバルブタイミングを無段階に変更するものであり、吸気カムシャフト５の吸気スプロケット側の端部に設けられている。図９に示すように、カム位相可変機構７０は、ハウジング７１、３枚羽根式のベーン７２、油圧ポンプ７３および電磁弁機構７４などを備えている。

このハウジング７１は、吸気カムシャフト５上の吸気スプロケットと一体に構成されており、互いに等間隔に形成された３つの隔壁７１ａを備えている。ベーン７２は、吸気カムシャフト５の吸気スプロケット側の端部に同軸に取り付けられ、吸気カムシャフト５から外方に放射状に延びているとともに、ハウジング７１内に回転可能に収容されている。また、ハウジング７１では、隔壁７１ａとベーン７２との間に、３つの進角室７５および３つの遅角室７６が形成されている。

油圧ポンプ７３は、クランクシャフト３ｄに連結された機械式のものであり、クランクシャフト３ｄが回転すると、それに伴って、エンジン３のオイルパン３ｅに蓄えられた潤滑用のオイルを、油路７７ｃを介して吸い込むとともに、これを昇圧した状態で、油路７７ｃを介して電磁弁機構７４に供給する。

電磁弁機構７４は、スプール弁機構７４ａおよびソレノイド７４ｂを組み合わせたものであり、進角油路７７ａおよび遅角油路７７ｂを介して、進角室７５および遅角室７６にそれぞれ接続されているとともに、油圧ポンプ７３から供給された油圧を、進角油圧Ｐａｄおよび遅角油圧Ｐｒｔとして、進角室７５および遅角室７６にそれぞれ出力する。電磁弁機構７４のソレノイド７４ｂは、ＥＣＵ２に接続されており、ＥＣＵ２からの後述する位相制御入力Ｕｃａｉｎ（第２制御入力）が入力された際、スプール弁機構７４ａのスプール弁体を、位相制御入力Ｕｃａｉｎに応じて所定の移動範囲内で移動させることにより、進角油圧Ｐａｄおよび遅角油圧Ｐｒｔをいずれも変化させる。

以上のカム位相可変機構７０では、油圧ポンプ７３の作動中、電磁弁機構７４が位相制御入力Ｕｃａｉｎに応じて作動することにより、進角油圧Ｐａｄが進角室７５に、遅角油圧Ｐｒｔが遅角室７６にそれぞれ供給され、それにより、ベーン７２とハウジング７１との間の相対的な位相が進角側または遅角側に変更される。その結果、前述したカム位相Ｃａｉｎが、最遅角値Ｃａｉｎｒｔ（例えばカム角０゜に相当する値）と最進角値Ｃａｉｎａｄ（例えばカム角５５゜分に相当する値）の間で連続的に変化し、それにより、吸気弁４のバルブタイミングは、図１０に実線で示す最遅角タイミングと、図１０に２点鎖線で示す最進角タイミングとの間で、無段階に変更される。また、前述したように、カム位相可変機構７０は、油圧ポンプ７３を動力源とするので、位相制御入力Ｕｃａｉｎに対するカム位相Ｃａｉｎの応答速度は、バルブリフト可変機構５０のリフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎに対する短アーム６５の回動角θｌｉｆｔの応答速度よりも低い。

以上のように、本実施形態の可変式吸気動弁機構４０では、バルブリフト可変機構５０により、バルブリフトＬｉｆｔｉｎが無段階に変更されるとともに、カム位相可変機構７０により、カム位相Ｃａｉｎすなわち吸気弁４のバルブタイミングが、上述した最遅角タイミングと最進角タイミングとの間で、無段階に変更される。また、ＥＣＵ２により、後述するように、バルブリフト可変機構５０およびカム位相可変機構７０を介して、バルブリフトＬｉｆｔｉｎおよびカム位相Ｃａｉｎがそれぞれ制御される。

一方、吸気カムシャフト５のカム位相可変機構７０と反対側の端部には、カム角センサ２３（図３参照）（作動量検出手段）が設けられている。このカム角センサ２３は、例えばマグネットロータおよびＭＲＥピックアップで構成されており、吸気カムシャフト５の回転に伴い、パルス信号であるＣＡＭ信号を所定のカム角（例えば１゜）ごとにＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、このＣＡＭ信号および前述したＣＲＫ信号に基づき、カム位相Ｃａｉｎを算出する。

また、エンジン３の排気管１３には、ＬＡＦセンサ２４が取り付けられている。このＬＡＦセンサ２４は、排気ガス中の酸素濃度をリニアに検出し、その酸素濃度を表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、この検出信号に基づき、エンジン３で燃焼した混合気の空燃比を表す検出空燃比Ａ／Ｆを算出する。なお、この検出空燃比Ａ／Ｆは、当量比として算出される。

また、ＥＣＵ２には、アクセル開度センサ２５からアクセルペダル（図示せず）の操作量（以下「アクセル開度」という）ＡＰを表す検出信号が、車速センサ２６（車速検出手段）から車両Ｖの速度である車速ＶＰを表す検出信号が、出力される。さらに、前記変速装置８０には、ギヤ段センサ２７が取り付けられている。このギヤ段センサ２７は、変速装置８０のギヤ段を検出して、ギヤ段に対応するシフト位置ＮＧＲを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、このシフト位置ＮＧＲに基づき、変速装置８０の変速比Ｇ＿ｒａｔｉｏを算出する。

ＥＣＵ２は、ＣＰＵ、ＲＡＭ、ＲＯＭおよびＩ／Ｏインターフェース（いずれも図示せず）などからなるマイクロコンピュータで構成されている。また、ＥＣＵ２は、上述した各種のセンサ２０〜２７の検出信号などに応じて、エンジン３や変速装置８０の動作を制御する。

なお、本実施形態では、ＥＣＵ２が、第１制御入力算出手段、負荷パラメータ検出手段、要求加速度合パラメータ算出手段、出力優先型算出手段、燃費優先型算出手段、選択手段、第２制御入力算出手段、駆動輪要求トルク算出手段、走行抵抗算出手段、駆動輪トルク検出手段、加速度検出手段、基準走行抵抗算出手段、基準加速抵抗算出手段、および補正値算出手段に相当する。

ＥＣＵ２で行われる制御の概要を述べると、まず、エンジン３に要求される出力（以下「エンジン要求出力」という）Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄ（負荷パラメータ）を算出する（図１１）とともに、加速要求の有無を表す加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄを算出する（図１３）。また、算出したエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄおよび加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄなどに応じて、カム位相可変機構７０を制御するための位相制御入力Ｕｃａｉｎを算出する（図１５）とともに、算出したカム位相Ｃａｉｎに応じ、バルブリフト可変機構５０を制御するためのリフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎを算出する（図１８）。なお、以下に述べる処理はいずれも、所定の制御周期Ｔ（例えば１０ｍｓｅｃ）で実行される。

図１１に示すエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄを算出する処理では、そのステップ１（「Ｓ１」と図示。以下同じ）において、エンジン回転数ＮＥおよびアクセル開度ＡＰに応じ、図１２に示すマップを検索することによって、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄを算出する。このマップでは、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄは、エンジン回転数ＮＥが高いほど、また、アクセル開度ＡＰが高いほど、より大きな値に設定されている。なお、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄは、正味平均有効圧力として算出される。

次に、図１３を参照しながら、上記の加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄを算出する処理を説明する。まず、ステップ１１において、上記ステップ１で算出したエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄを用いて、次式（１）により、エンジン３に要求されるトルク（以下「エンジン要求トルク」という）Ｔｑ＿ｅｎｇ＿ｃｍｄを算出する。
Ｔｑ＿ｅｎｇ＿ｃｍｄ＝（Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄ×ＤＩ）／（Ｓｔｒｏｋｅ×π）
……（１）
ここで、ＤＩはエンジン３の排気量、Ｓｔｒｏｋｅは、エンジン３のストローク数、本実施形態では値４であり、πは円周率である。

次いで、算出したエンジン要求トルクＴｑ＿ｅｎｇ＿ｃｍｄや前述した変速比Ｇ＿ｒａｔｉｏなどを用いて、次式（２）により、駆動輪Ｗ，Ｗに要求されるトルク（以下「駆動輪要求トルク」という）Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄを算出する（ステップ１２）。
Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄ＝Ｔｑ＿ｅｎｇ＿ｃｍｄ×η×Ｇ＿ｒａｔｉｏ
×Ｆ＿ｒａｔｉｏ／Ｔｉｒｅ＿Ｒ ……（２）
ここで、ηは、変速装置８０などにおける所定の動力損失、Ｆ＿ｒａｔｉｏは、終減速装置（図示せず）の減速比、Ｔｉｒｅ＿Ｒは、駆動輪Ｗ，Ｗの半径である。なお、駆動輪要求トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄは、力（Ｎ）で表される。

次に、車両の走行抵抗ＲＬを算出する（ステップ１３）。図１４は、その算出処理を示している。まず、ステップ２１では、エンジン３の実際の出力（以下「エンジン出力」という）Ｂｍｅｐ＿ａｃｔを算出する。このエンジン出力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔは、吸入空気量ＱＡ、空燃比Ａ／Ｆ、および点火時期に応じ、マップ（図示せず）を検索することによって算出される。このマップは、エンジン正味平均有効圧力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔと、吸入空気量ＱＡ、空燃比Ａ／Ｆ、および点火時期との関係を実験によりあらかじめ求め、マップ化したものである。なお、エンジン出力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔは、正味平均有効圧力として算出される。

次いで、算出したエンジン出力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔや前記排気量ＤＩ、ストローク数Ｓｔｒｏｋｅを用いて、次式（３）により、エンジン３の実際のトルク（以下「エンジントルク」という）Ｔｑ＿ｅｎｇ＿ａｃｔを算出する（ステップ２２）。
Ｔｑ＿ｅｎｇ＿ａｃｔ＝（Ｂｍｅｐ＿ａｃｔ×ＤＩ）／（Ｓｔｒｏｋｅ×π）
……（３）

次に、算出したエンジントルクＴｑ＿ｅｎｇ＿ａｃｔ、変速比Ｇ＿ｒａｔｉｏ、動力損失η、終減速装置の減速比Ｆ＿ｒａｔｉｏ、および駆動輪Ｗ，Ｗの半径Ｔｉｒｅ＿Ｒを用いて、次式（４）により、駆動輪Ｗ，Ｗの実際のトルク（以下「駆動輪トルク」という）Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔを算出する（ステップ２３）。
Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔ＝Ｔｑ＿ｅｎｇ＿ａｃｔ×η×Ｇ＿ｒａｔｉｏ
×Ｆ＿ｒａｔｉｏ／Ｔｉｒｅ＿Ｒ ……（４）

次いで、基準転がり抵抗Ｒｏｌｌ＿ｒを、次式（５）により算出する（ステップ２４）。
Ｒｏｌｌ＿ｒ＝μＲ×Ｗｅｉｇｈｔ ……（５）
ここで、μＲは、車両Ｖが走行する路面がアスファルトの場合の摩擦係数に重力加速度を乗算したものであり（以下「基準摩擦係数」という）、所定値に設定されている。また、Ｗｅｉｇｈｔは、乗員が一人で、かつ車両Ｖに荷物を搭載していない場合の車両Ｖの重量（以下「車両基準重量」という）であり、所定値に設定されている。

次に、車速ＶＰなどを用いて、基準空気抵抗Ａｉｒ＿ｒを、次式（６）により算出する（ステップ２５）。
Ａｉｒ＿ｒ＝μＡ×Ａ×ＶＰ² ……（６）
ここで、μＡおよびＡはそれぞれ、車両Ｖにスポイラやキャリアなどを取り付けていない場合の空気抵抗係数（以下「基準空気抵抗係数」という）および車両Ｖの前面投影面積（以下「基準前面投影面積」という）である。

次いで、車速の今回値ＶＰ、前回値ＶＰＺ（前回の制御タイミングで得られた車速ＶＰ）、および本処理の制御周期Ｔを用いて、次式（７）により、車両Ｖの加速度（以下「車両加速度」という）Ａｃｃを算出する（ステップ２６）。
Ａｃｃ＝（ＶＰ−ＶＰＺ）／Ｔ ……（７）
次に、算出した車両加速度Ａｃｃを車両基準重量Ｗｅｉｇｈｔで除算することによって、基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒを算出する（ステップ２７）。
この基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒは、車両Ｖの重量が基準車両重量Ｗｅｉｇｈｔである場合に得られる加速抵抗に相当する。

次いで、上記ステップ２４および２５でそれぞれ求めた基準転がり抵抗Ｒｏｌｌ＿ｒおよび基準空気抵抗Ａｉｒ＿ｒの和を、基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅとして算出する（ステップ２８）。この基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅは、車両Ｖの重量が基準車両重量Ｗｅｉｇｈｔ、路面の摩擦係数が基準摩擦係数μＲ、空気抵抗係数が基準空気抵抗係数μＡ、車両Ｖの前面投影面積が基準前面投影面積Ａ、路面が水平（勾配＝０、すなわち勾配抵抗＝０）である場合に得られる走行抵抗に相当する。

次に、算出した基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅに、上記ステップ２７で算出した基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒを加算することによって、基準総走行抵抗ＡＬＬ＿ＲＬを算出する（ステップ２９）。

次いで、算出した基準総走行抵抗ＡＬＬ＿ＲＬと、前記ステップ２３で算出した駆動輪トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔを用い、基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅを補正するための補正値ＲＬ＿ｃｏｒを次のようにして算出する（ステップ３０）。

まず、駆動輪トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔと基準総走行抵抗ＡＬＬ＿ＲＬとの偏差ｄＲＬ（Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔ−ＡＬＬ＿ＲＬ）を算出する。次に、算出した偏差ｄＲＬを用いて、次式（８）により、補正値ＲＬ＿ｃｏｒを算出する。
ＲＬ＿ｃｏｒ＝α×ｄＲＬ＋（１−α）×ＲＬ＿ｃｏｒＺ ……（８）
ここで、ＲＬ＿ｃｏｒＺは補正値の前回値、αは、所定のなまし係数であり、例えば値０．０３に設定されている。

このように、補正値ＲＬ＿ｃｏｒは、偏差ｄＲＬと補正値の前回値ＲＬ＿ｃｏｒＺを加重平均することによって算出される。このような加重平均により補正値ＲＬ＿ｃｏｒを算出するのは、各種のセンサに含まれうる一時的なノイズなどに起因する演算の誤差を排除するためであり、また、実際の走行抵抗は、瞬時に変化するものではなく、上記のようにして算出しても、適正な補正値ＲＬ＿ｃｏｒが得られるためである。

なお、車速の前回値ＶＰＺと車速の今回値ＶＰとの偏差（ＶＰＺ−ＶＰ）が所定値よりも大きい場合には、上記式（８）による補正値ＲＬ＿ｃｏｒの算出を行わず、補正値ＲＬ＿ｃｏｒを、その前回値ＲＬ＿ｃｏｒＺに設定する。これは、上記の場合（ＶＰＺ−ＶＰ＞所定値）、すなわち、運転者のブレーキ操作による減速が行われている場合には、前記ステップ２７で算出される基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒには、減速抵抗が含まれるので、基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒを適切に算出できず、その結果、補正値ＲＬ＿ｃｏｒを適切に算出できないためである。

次に、算出した補正値ＲＬ＿ｃｏｒを基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅに加算することによって、走行抵抗ＲＬを算出し（ステップ３１）、本処理を終了する。

図１３に戻り、前記ステップ１３に続くステップ１４では、車両基準重量Ｗｅｉｇｈｔと、前記ステップ１２および３１でそれぞれ算出した駆動輪要求トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄおよび走行抵抗ＲＬを用いて、次式（９）により、エンジン３に要求される加速度（以下「要求加速度」という）Ｇ＿ｃｍｄ（要求加速度合パラメータ）を算出する。
Ｇ＿ｃｍｄ＝（Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄ−ＲＬ）／Ｗｅｉｇｈｔ ……（９）

次いで、算出した要求加速度Ｇ＿ｃｍｄが所定のしきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨよりも小さいか否かを判別する（ステップ１５）。このしきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨは、緩加速時やクルーズ走行中に得られる加速度よりも若干、大きな値に設定されており、例えば０．１ｍ／ｓ² に設定されている。

上記ステップ１５の答がＹＥＳのときには、加速要求が行われていないとして、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄを値０に設定（算出）し（ステップ１６）、本処理を終了する。一方、ステップ１５の答がＮＯのときには、加速要求が行われているとして、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄを値１に設定（算出）し（ステップ１７）、本処理を終了する。以上のように、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄは、加速要求が行われているときに値１に、それ以外のときに値０に、それぞれ設定される。

図１５は、前述したカム位相可変機構７０を制御するための位相制御入力Ｕｃａｉｎを算出する処理を示している。まず、ステップ４１では、上記ステップ１６または１７で設定された加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄが値０であるか否かを判別する。この答がＹＥＳのとき、すなわち、加速要求が行われていないときには、エンジン回転数ＮＥおよびエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに応じ、図１６に示す燃費マップを検索することによって、燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣを算出するとともに、算出した燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣを目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄとして設定する（ステップ４２）。

上記の燃費マップにおいて、燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣは、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄが小さい低負荷域や、エンジン回転数ＮＥが低い低回転数域では、安定した燃焼を確保するために、遅角側の値に設定されている。また、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄが中の中負荷域や中・高回転域では、内部ＥＧＲによるポンピングロスの低減により燃費を向上させるために、進角側の値に設定されている。さらに、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄが高の高負荷域では、大きな新気量を確保するために、遅角側の値に設定されている。

一方、上記ステップ４１の答がＮＯで、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄが値１のとき、すなわち、加速要求が行われているときには、エンジン回転数ＮＥおよびエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに応じ、図１７に示す出力マップを検索することによって、出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐを算出するとともに、算出した出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐを目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄとして設定する（ステップ４３）。この出力マップでは、出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐは、基本的には、エンジン回転数ＮＥおよびエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに対し、燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣと同様の傾向に設定されており、より大きなエンジン３の出力を得るべく、より大きな吸入空気量ＱＡを得るために、全体として、燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣよりも遅角側の値に設定されている。

前記ステップ４２または４３に続くステップ４４では、算出した目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄとカム位相Ｃａｉｎとの偏差に応じ、所定のフィードバック制御アルゴリズム、例えばＰＩＤ制御アルゴリズムによって、カム位相制御入力Ｕｃａｉｎを算出し、本処理を終了する。以上のようにして算出されたカム位相制御入力Ｕｃａｉｎは、カム位相可変機構７０に入力され、それにより、カム位相Ｃａｉｎが、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄになるように制御される。

図１８は、前述したリフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎを算出する処理を示している。まず、ステップ５１では、エンジン回転数ＮＥ、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄ、およびカム位相Ｃａｉｎに応じ、図１９に示すＬｉｆｔｉｎｃｍｄマップを検索することによって、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄを算出する。このＬｉｆｔｉｎｃｍｄマップは、カム位相Ｃａｉｎが前述した最遅角値Ｃａｉｎｒｔから最進角値Ｃａｉｎａｄまでの複数の所定値ごとに用意されており（図１９には１つのみ図示）、カム位相Ｃａｉｎがこれらの所定値でないときには、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄは、補間演算によって算出される。

このＬｉｆｔｉｎｃｍｄマップは、バルブリフトＬｉｆｔｉｎと、エンジン回転数ＮＥと、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄと、カム位相Ｃａｉｎとの関係を実験により求め、マップ化したものであり、Ｌｉｆｔｉｎｃｍｄマップでは、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄは、そのときのカム位相Ｃａｉｎに対し、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄが得られるような値に設定されている。

具体的には、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄは、エンジン回転数ＮＥが高いほど、また、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄが高く、負荷が高いほど、エンジン３の大きな出力を得るべく、大きな吸入空気量ＱＡを得るために、より大きな値に設定されている。また、カム位相Ｃａｉｎが進角側であるほど、より大きな値に設定されている。これは、カム位相Ｃａｉｎが進角側であるほど、吸気弁４の開弁時におけるピストン３ｂの速度が低いことや、内部ＥＧＲ量が大きいことによって、同じバルブリフトＬｉｆｔｉｎに対して、吸入空気量ＱＡが小さくなるので、これを補うためである。

上記ステップ５１に続くステップ５２では、算出した目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄとバルブリフトＬｉｆｔｉｎとの偏差に応じ、所定のフィードバック制御アルゴリズム、例えばＰＩＤ制御アルゴリズムによって、リフト相制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎを算出し、本処理を終了する。以上のようにして算出されたリフト位相制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎは、バルブリフト可変機構５０に入力され、それにより、バルブリフトＬｉｆｔｉｎが、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄになるように制御される。

以上の位相制御入力Ｕｃａｉｎおよびリフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎを用いた制御により、エンジン出力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔがエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに制御される。

次に、図２０を参照しながら、制御装置１による制御結果について、比較例とともに説明する。図２０（ａ）に示す比較例は、前述した従来の場合と同様、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを前述した燃費マップのみを用いて算出した場合の例である。その結果によれば、加速要求に伴ってエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄが急増しても、カム位相可変機構７０の応答遅れを十分には補償できず、吸入空気量ＱＡが十分に得られないことによって、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに対するエンジン出力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔの応答遅れが発生している。

これに対して、図２０（ｂ）に示すように、上述した制御装置１による制御結果によれば、加速要求に伴うエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄの急増時、エンジン出力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔは、エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに迅速に応答しており、加速要求時におけるエンジン出力Ｂｍｅｐ＿ａｃｔの高い応答性が得られることが確認できた。

また、図２１は、制御装置１で制御した場合の燃費率ＦＥＡ（ｍｉｌｅ／ｇａｌｌｏｎ）を、燃費マップのみを用いた場合および出力マップのみを用いた場合の燃費率ＦＥＦＣ，ＦＥＰとともに示している。同図に示すように、制御装置１で制御した場合の燃費率ＦＥＡは、出力マップのみを用いた場合の燃費率ＦＥＰよりも大きく、燃費マップのみを用いた場合の燃費率ＦＥＦＣとほぼ同じになっており、エンジン３の良好な燃費を得られることが確認できた。

以上のように、本実施形態によれば、位相制御入力Ｕｃａｉｎを、加速要求時には出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐに応じて、加速要求時以外のときには燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣに応じて、それぞれ算出する（ステップ４３、４２、４４）。したがって、エンジン３の良好な燃費を確保できるとともに、加速要求時におけるエンジン３の出力の応答性を高めることができる。また、リフト制御入力Ｕｌｉｆｔｉｎを検出したカム位相Ｃａｉｎに応じて算出する（ステップ５１、５２）ので、カム位相可変機構７０の応答遅れを、バルブリフト可変機構５０を介した吸入空気量ＱＡの制御によって補償できる。これにより、上述した効果、すなわち、良好な燃費を確保できるとともに、加速要求時におけるエンジン３の出力の応答性を高められるという効果を、より良好に得ることができる。

さらに、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄを、駆動輪要求トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄと走行抵抗ＲＬとの差に基づいて算出するので、エンジン３に要求される加速度合（以下「要求加速度合」という）を表すパラメータとして適切に算出することができる。また、駆動輪トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔと、基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅおよび基準加速抵抗Ａｃｃ＿ｒの和である基準総走行抵抗Ａｌｌ＿ＲＬとの偏差に基づいて、補正値ＲＬ＿ｃｏｒを算出する（ステップ２９、３０）とともに、算出した補正値ＲＬ＿ｃｏｒで基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅを補正することによって、走行抵抗ＲＬを算出する（ステップ３１）。したがって、基準走行抵抗ＲＬ＿ｂａｓｅを基準として、走行抵抗ＲＬを精度良く算出することができる。また、走行抵抗ＲＬを、その算出手法から明らかなように、例えば車両Ｖの実際の重量や路面の勾配などの検出値を必要とすることなく、演算のみによって算出できるので、それらを検出するセンサが不要になり、その分、制御装置１の製造コストを削減することができる。

次に、図２２を参照しながら、加速要求判定値算出処理の変形例について説明する。本処理は、前述した図１３の加速要求判定値算出処理と比較して、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄの算出手法のみが異なっている。図２２において、図１３の処理と同じ実行内容の部分については、同じステップ番号を付している。また、同図から明らかなように、ステップ１５以降の処理が異なっているので、以下、ステップ１５以降の処理について、図２２を参照しながら説明する。

前記ステップ１５の答がＹＥＳ（Ｇ＿ｃｍｄ＜Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨ）のときには、そのときに得られている加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄをその前回値Ｇ＿ｊｕｄＺに設定する（ステップ６１）。次いで、設定した前回値Ｇ＿ｊｕｄＺから所定値Ｇ＿ｊｒｅｆ（例えば０．０１）を減算することによって、加速要求判定値の今回値Ｇ＿ｊｕｄを算出する（ステップ６２）。

次に、算出した加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄが値０以下であるか否かを判別し（ステップ６３）、この答がＮＯのときには、そのまま、本処理を終了する一方、ＹＥＳのときには、加速要求が行われていないとして、前記ステップ１６を実行し、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄを値０に設定した後、本処理を終了する。

以上のように、本処理によれば、図２３の時点ｔ１〜ｔ２に示すように、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄがしきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨを下回っても、前述した第１実施形態と異なり、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄは、値０にすぐには設定されず、値１から所定値Ｇ＿ｊｒｅｆずつ、本処理の制御タイミングごとに減算した値に算出される（ステップ６１、６２）。そして、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄがしきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨを下回った状態がある程度、継続し、加速要求判定値の前回値Ｇ＿ｊｕｄＺから所定値Ｇ＿ｊｒｅｆを減算した値が値０以下になると（ステップ６３：ＹＥＳ）、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄは、その後、Ｇ＿ｃｍｄ＜Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨが成立している限り、値０に保持される（ステップ１６）（時点ｔ２以降）。

以上のような加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄの算出は、次の理由による。すなわち、前述したように、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄは、アクセル開度ＡＰに応じて算出したエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄを用いて算出される。これに対し、本実施形態のようなマニュアル式の変速装置８０を備える車両では、通常、運転者は、シフトチェンジを行う際、アクセルペダルから足を離すので、アクセル開度ＡＰが値０になる。このため、加速要求時にシフトチェンジが行われるような場合には、上記のようにアクセル開度ＡＰが値０になることによって、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄが一時的に負値になる場合があるので、その場合に、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄをすぐには値０に設定しないことによって、出力マップを用いたカム位相Ｃａｉｎ制御を維持するためである。

また、このときの出力マップを用いたカム位相Ｃａｉｎ制御の維持時間は、所定値Ｇ＿ｊｒｅｆの大きさによって定まる。したがって、この所定値Ｇ＿ｊｒｅｆは、この維持時間が、シフトチェンジに伴ってアクセルペダルから足を一旦、離し、アクセルペダルを再度、踏み込むのに要する時間よりも若干、長くなるように設定される。それにより、加速要求時、シフトチェンジに伴って燃費マップを用いたカム位相Ｃａｉｎ制御に不要に切り換えられるのを防止でき、出力マップを用いたカム位相Ｃａｉｎ制御を維持することができる。

なお、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄがしきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨを下回った時点からの経過時間をタイマなどの計時手段で計時するとともに、計時した経過時間が所定時間を超えたときに、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄを値０に設定してもよい。この場合、この所定時間を、シフトチェンジに伴ってアクセルペダルから足を一旦、離し、アクセルペダルを再度、踏み込むのに要する時間よりも若干、長い時間に設定することによって、上述した効果を同様に得ることができる。

次に、本発明の第２実施形態について説明する。本実施形態は、第１実施形態と比較して、加速要求判定値算出処理および位相制御入力算出処理のみが異なっている。より具体的には、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａの算出手法と目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄの算出手法のみが異なっているので、以下、第１実施形態と異なる点を中心に説明する。本実施形態では、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａが、本発明の「要求加速度合パラメータに応じた重み」に相当する。

まず、図２４を参照しながら、加速要求判定値算出処理について説明する。前記ステップ１４に続くステップ７１では、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄに応じ、図２５に示すＧ＿ｊｕｄａテーブルを検索することによって、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａを算出し、本処理を終了する。同図において、ＧｍｉｎおよびＧｍａｘはそれぞれ、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄの最小値および最大値である。

このＧ＿ｊｕｄａテーブルでは、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａは、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄが前記しきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨよりも小さい範囲では、値０に設定され、Ｇ＿ｃｍｄ値が所定値Ｇｒｅｆ（＞Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨ）よりも大きい範囲では、値１に設定されるとともに、Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨ≦Ｇ＿ｃｍｄ≦Ｇｒｅｆでは、Ｇ＿ｃｍｄ値が大きいほど、より大きな値にリニアに設定されている。この所定値Ｇｒｅｆは、最大値Ｇｍａｘよりも若干、小さな値に設定されている。

次に、図２５を参照しながら、位相制御入力算出処理について説明する。まず、ステップ８１では、前記ステップ４２と同様、エンジン回転数ＮＥおよびエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに応じ、前述した図１６に示す燃費マップを検索することによって、燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣを算出する。次いで、前記ステップ４３と同様、エンジン回転数ＮＥおよびエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄに応じ、前述した図１７に示す出力マップを検索することによって、出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐを算出する（ステップ８２）。

次に、上記ステップ７１で算出した加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａと、ステップ８１および８２でそれぞれ算出した燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣおよび出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐを用いて、次式（１０）により目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを算出する（ステップ８３）。次いで、前記ステップ４４を実行し、算出した目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄに応じて位相制御入力Ｕｃａｉｎを算出した後、本処理を終了する。
Ｃａｉｎ＿ｃｍｄ＝Ｇ＿ｊｕｄａ×Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐ＋（１−Ｇ＿ｊｕｄａ）
×Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣ ……（１０）

この式（１０）から明らかなように、位相制御入力Ｕｃａｉｎの算出に用いられる目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄは、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａを重み係数として、出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐと燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣとを加重平均することにより算出され、Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐ値にはＧ＿ｊｕｄａが、Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣ値には（１−Ｇ＿ｊｕｄａ）が、それぞれ乗算される。また、前述したＧ＿ｊｕｄａテーブルの設定から明らかなように、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａは、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄがしきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨよりも小さいときには値０に算出され、Ｇ＿ｃｍｄ値がＧ＿ｃｍｄ＿ＳＨ値以上のときには、値０から値１までの間で、Ｇ＿ｃｍｄ値が大きいほど、より大きな値にリニアに算出される。

以上により、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄがしきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨ以上のときには、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａが大きいほど、すなわち、要求加速度合が大きいほど、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄに対する出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐの重みがより大きくなる。したがって、加速要求時に、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄに対する出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐの重みが大きくなるので、エンジン３の出力の応答性を高めることができる。また、Ｇ＿ｃｍｄ値＜Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨのとき、すなわち加速要求時以外のときには、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを燃費マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿ＦＣに設定できるので、それにより、エンジン３の良好な燃費を得ることができる。以上により、前述した第１実施形態と同様、良好な燃費を確保できるとともに、加速要求時におけるエンジン３の出力の応答性を高めることができる。

また、上記のように、要求加速度合が大きいほど、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄに対する出力マップ値Ｃａｉｎ＿Ｍ＿Ｐの重みがより大きくなるので、加速度合の大小に見合った適切な目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを得ることができる。したがって、良好な燃費の確保と、加速要求時におけるエンジン３の出力の応答性の向上を、よりバランス良く両立させることができる。

なお、前述したＧ＿ｊｕｄａテーブルにおいて、加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄａを値０から値１までの間の値に設定する区間を、しきい値Ｇ＿ｃｍｄ＿ＳＨおよび所定値Ｇｒｅｆで規定しているが、値０よりも大きく、かつ最大値Ｇｍａｘよりも小さい値であれば、これらのＧ＿ｃｍｄ＿ＳＨ値およびＧｒｅｆ値に限らず、他の任意の値を用いて規定してもよい。

なお、本発明は、説明した実施形態に限定されることなく、種々の態様で実施することができる。例えば、本実施形態は、バルブリフト可変機構５０がカム位相可変機構７０よりも応答速度が高いタイプのエンジン３に、本発明を適用した例であるが、本発明は、逆に、カム位相可変機構がバルブリフト可変機構よりも応答速度が高いタイプの内燃機関に適用可能である。また、本実施形態では、本発明の第１および第２の可変動弁機構をそれぞれ、バルブリフト可変機構５０およびカム位相可変機構７０で構成しているが、吸気弁４の動作特性を変更することによって吸入空気量ＱＡを変更可能な機構であれば、他の機構で構成してもよい。さらに、本実施形態は、バルブリフト可変機構５０およびカム位相可変機構７０により吸気弁４のバルブリフトＬｉｆｔｉｎおよびバルブタイミングをそれぞれ変更するエンジン３に本発明を適用した例であるが、本発明は、これに限らず、応答速度が互いに異なる２つの機構により吸気弁４の同じ動作特性を変更するタイプの内燃機関に適用可能である。

また、本実施形態では、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを、燃費マップまたは出力マップを検索することにより算出しているが、マップを用いずに演算により算出してもよい。さらに、本実形態では、負荷パラメータとして、算出したエンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄを用いているが、検出したアクセル開度ＡＰを用いてもよい。また、本実施形態では、駆動輪トルクＴｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔおよび車両加速度Ａｃｃを演算によって求めているが、センサによる検出により求めてもよい。さらに、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄを、本実施形態の算出手法に代えて、他の算出手法により算出してもよく、例えば、要求加速度Ｇ＿ｃｍｄを、アクセル開度ＡＰの変化量に応じて算出してもよい。また、走行抵抗ＲＬも、本実施形態の算出手法に代えて、他の算出手法により算出してもよく、例えば、車両Ｖの重量や路面の勾配をセンサで検出するとともに、それらの検出値に応じて、走行抵抗ＲＬを算出してもよい。

さらに、本実施形態は、本発明を車両用のエンジン３に適用した例であるが、本発明はこれに限らず、クランク軸を鉛直方向に配置した船外機などのような船舶推進機用エンジンや、他の産業用の内燃機関に適用してもよい。その他、本発明の趣旨の範囲内で、細部の構成を適宜、変更することが可能である。

本実施形態による制御装置を適用した内燃機関を、これを搭載した車両とともに示す図である。 図１の内燃機関の概略構成を示す模式図である。 制御装置の概略構成を示すブロック図である。 内燃機関の可変式吸気動弁機構および排気動弁機構の概略構成を示す断面図である。 可変式吸気動弁機構の可変バルブリフト機構の概略構成を示す断面図である。 リフトアクチュエータの短アームが、（ａ）最大リフト位置に位置している状態を、（ｂ）最小リフト位置に位置している状態を、それぞれ示す図である。 吸気弁の開弁状態を、（ａ）可変バルブリフト機構の下リンクが最大リフト位置にあるときにおいて、（ｂ）最小リフト位置にあるときにおいて、それぞれ示す図である。 可変バルブリフト機構の下リンクが最大リフト位置にあるときの吸気弁のバルブリフト曲線（実線）と、最小リフト位置にあるときのバルブリフト曲線（２点鎖線）を示す図である。 可変カム位相機構の概略構成を模式的に示す図である。 可変カム位相機構により、カム位相が最遅角値に設定されているときの吸気弁のバルブリフト曲線（実線）と、カム位相が最進角値に設定されているときの吸気弁のバルブリフト曲線（２点鎖線）を、それぞれ示す図である。 エンジン要求出力算出処理を示すフローチャートである。 エンジン要求出力Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄを算出するためのマップの一例を示す図である。 加速要求判定値算出処理を示すフローチャートである。 走行抵抗算出処理を示すフローチャートである。 位相制御入力算出処理を示すフローチャートである。 燃費マップの一例を示す図である。 出力マップの一例を示す図である。 リフト制御入力算出処理を示すフローチャートである。 Ｌｉｆｔｉｎｃｍｄマップの一例を示す図である。 （ａ）燃費マップのみを用いて制御した場合の制御結果を、（ｂ）本実施形態による制御装置の制御結果の一例を、それぞれ示す図である。 本実施形態による制御装置で制御した場合の燃費率ＦＥＡを、燃費マップのみを用いた場合の燃費率ＦＥＦＣと、出力マップのみを用いた場合の燃費率ＦＥＰとともに示す図である。 加速要求判定値算出処理の変形例を示すフローチャートである。 図２２の処理における要求加速度Ｇ＿ｃｍｄおよび加速要求判定値Ｇ＿ｊｕｄの推移の一例を示す図である。 第２実施形態による加速要求判定値算出処理を示すフローチャートである。 図２４の処理で用いられるＧ＿ｊｕｄａテーブルの一例を示す図である。 第２実施形態による位相制御入力算出処理を示すフローチャートである。

符号の説明

１ 制御装置
２ ＥＣＵ（第１制御入力算出手段、負荷パラメータ検出手段、要求加速度合パラメー
タ算出手段、出力優先型算出手段、燃費優先型算出手段、選択手段、第
２制御入力算出手段、駆動輪要求トルク算出手段、走行抵抗算出手段、駆
動輪トルク検出手段、加速度検出手段、基準走行抵抗算出手段、基準加速
抵抗算出手段、補正値算出手段）
３ エンジン
４ 吸気弁
２３ カム角センサ（作動量検出手段）
２６ 車速センサ（車速検出手段）
５０ バルブリフト可変機構（第１可変動弁機構）
７０ カム位相可変機構（第２可変動弁機構）
Ｖ 車両
Ｗ 駆動輪
ＱＡ 吸入空気量
Ｃａｉｎ カム位相（吸気弁に対する第２可変動弁機構の作動量）
Ｕｌｉｆｔｉｎ リフト制御入力（第１制御入力）
Ｕｃａｉｎ 位相制御入力（第２制御入力）
Ｂｍｅｐ＿ｃｍｄ エンジン要求出力（負荷パラメータ）
Ｇ＿ｃｍｄ 要求加速度（要求加速度合パラメータ）
Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ｃｍｄ 駆動輪要求トルク
ＲＬ 走行抵抗
Ｔｑ＿ｔｉｒｅ＿ａｃｔ 駆動輪トルク
ＲＬ＿ｂａｓｅ 基準走行抵抗
ＶＰ 車速
Ａｃｃ 車両加速度
Ａｃｃ＿ｒ 基準加速抵抗
ＲＬ＿ｃｏｒ 補正値
Ｇ＿ｊｕｄａ 加速要求判定値（要求加速度合パラメータに応じた重み）

Claims (4)

1. 第１可変動弁機構と当該第１可変動弁機構よりも応答速度が低い第２可変動弁機構とにより吸気弁の動作特性を変更することよって吸入空気量を変更可能に構成された内燃機関を制御するための内燃機関の制御装置であって、
   前記吸気弁に対する前記第２可変動弁機構の作動量を検出する作動量検出手段と、
   当該検出された第２可変動弁機構の作動量に応じて、前記第１可変動弁機構を制御するための第１制御入力を算出する第１制御入力算出手段と、
   前記内燃機関の負荷を表す負荷パラメータを検出する負荷パラメータ検出手段と、
   前記内燃機関に要求される加速度合を表す要求加速度合パラメータを算出する要求加速度合パラメータ算出手段と、
   前記第２可変動弁機構を制御するための第２制御入力を、前記検出された負荷パラメータに応じ、前記内燃機関の出力を優先して算出するための出力優先型算出手段と、
   前記第２制御入力を、前記負荷パラメータに応じ、前記内燃機関の燃費を優先して算出するための燃費優先型算出手段と、
   前記算出された要求加速度合パラメータに応じ、前記第２制御入力を算出する算出手段として、前記出力優先型算出手段および燃費優先型算出手段の一方を選択する選択手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 第１可変動弁機構と当該第１可変動弁機構よりも応答速度が低い第２可変動弁機構とにより吸気弁の動作特性を変更することによって吸入空気量を変更可能に構成された内燃機関を制御するための内燃機関の制御装置であって、
   前記吸気弁に対する前記第２可変動弁機構の作動量を検出する作動量検出手段と、
   当該検出された第２可変動弁機構の作動量に応じて、前記第１可変動弁機構を制御するための第１制御入力を算出する第１制御入力算出手段と、
   前記内燃機関の負荷を表す負荷パラメータを検出する負荷パラメータ検出手段と、
   前記内燃機関に要求される加速度合を表す要求加速度合パラメータを算出する要求加速度合パラメータ算出手段と、
   前記第２可変動弁機構を制御するための第２制御入力を、前記検出された負荷パラメータに応じ、前記内燃機関の出力を優先して算出するための出力優先型算出手段と、
   前記第２制御入力を、前記負荷パラメータに応じ、前記内燃機関の燃費を優先して算出するための燃費優先型算出手段と、
   前記出力優先型算出手段によって算出された算出値と前記燃費優先型算出手段によって算出された算出値とを、前記算出された要求加速度合パラメータに応じた重みで加重平均することにより、前記第２制御入力を算出する第２制御入力算出手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
3. 前記内燃機関は、車両に動力源として搭載されており、
   前記車両の駆動輪に要求される駆動輪要求トルクを算出する駆動輪要求トルク算出手段と、
   前記車両の走行抵抗を算出する走行抵抗算出手段と、をさらに備え、
   前記要求加速度合パラメータ算出手段は、前記要求加速度合パラメータを、前記算出された駆動輪要求トルクおよび走行抵抗に応じて算出することを特徴とする、請求項１または２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記駆動輪のトルクを検出する駆動輪トルク検出手段と、
   前記車両の速度を検出する車速検出手段と、
   前記車両の加速度を検出する加速度検出手段と、をさらに備え、
   前記走行抵抗算出手段は、
   前記車両および当該車両が走行する路面が、それぞれの所定の基準状態にあるときに得られる走行抵抗を、前記検出された車速に応じ、基準走行抵抗として算出する基準走行抵抗算出手段と、
   前記車両が前記所定の基準状態にあるときに得られる加速抵抗を、前記検出された車両の加速度に応じ、基準加速抵抗として算出する基準加速抵抗算出手段と、
   前記検出された駆動輪のトルクと、前記算出された基準走行抵抗および基準加速抵抗とに応じて、補正値を算出する補正値算出手段と、を有し、
   当該算出された補正値で前記基準走行抵抗を補正することによって、前記走行抵抗を算出することを特徴とする、請求項３に記載の内燃機関の制御装置。

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