JP2010223019A

JP2010223019A - 内燃機関の制御装置

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Publication number: JP2010223019A
Application number: JP2009068912A
Authority: JP
Inventors: Machiko Katsumata; 真知子勝俣
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2009-03-19
Filing date: 2009-03-19
Publication date: 2010-10-07
Anticipated expiration: 2029-03-19
Also published as: JP5223746B2

Abstract

【課題】燃料カット制御の終了後であっても、筒内充填空気量を正確に推定することができる内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】制御装置は、スロットル通過空気流量ｍｔと筒内流入空気流量ｍｃとに基づいて吸気管内圧力Ｐｍ及び吸気管内温度Ｔｍを算出する吸気管モデルＭ１２と、吸気管モデルによって算出された吸気管内圧力及び吸気管内温度に基づいて筒内流入空気流量を算出する吸気弁モデルＭ１３と、吸気管モデルとは別に吸気枝通路内の温度Ｔｍｂを算出又は検出する枝通路内温度検出手段とを具備する。吸気弁閉弁停止制御終了後に吸気弁モデルによって筒内流入空気流量を算出するときには、吸気弁モデルによらずに枝通路内温度検出手段によって算出又は検出された吸気枝通路内の温度に基づいて筒内流入空気流量を算出するようにした。
【選択図】図１１

Description

本発明は、内燃機関の制御装置に関する。

内燃機関の運転を適切に制御するためには、吸気弁閉弁時に筒内に充填された空気量（以下、「筒内充填空気量」という）を把握する必要がある。筒内充填空気量を把握する方法としては、内燃機関の各種パラメータを検出するセンサの出力値を変数とする筒内充填空気量算出用のマップを予め用意しておき、センサの出力値とマップとから筒内充填空気量を推定する方法と、モデルから導き出されるモデル式を予め用意しておき、内燃機関の各種パラメータの値とモデル式を利用した数値計算によって筒内充填空気量を推定する方法とが考えられる。

このうち、数値計算を利用した方法としては、例えば、スロットル弁の開度及び吸気管内圧力に基づいてスロットル弁通過空気流量を算出するスロットルモデルと、スロットル通過空気流量及び筒内流入空気流量に基づいて吸気管内圧力及び吸気管内温度を算出する吸気管モデルと、吸気管内圧力及び吸気管内温度に基づいて筒内流入空気流量を算出する吸気弁モデルとからなる筒内流入空気量モデルが提案されている（特許文献１）。

特開２００４−１９７６１４号公報特開平１１−３３６５７６号公報特開２００４−２１１５９０号公報特開平２００７−２１１７４７号公報

ところで、多くの内燃機関では、機関減速運転時に機関燃焼室への燃料の供給を停止する燃料カット制御を実行している。この燃料カット制御中に、スロットル弁を開弁したままにしたり、吸気弁を通常通りに開弁させたりすると、機関排気通路内に設けられた排気浄化触媒に空気が流入する。ところが、排気浄化触媒に空気が流入すると、いわゆる排気浄化触媒の酸素被毒を招いてしまい、排気浄化触媒の浄化性能を低下させることになる。このため、多くの内燃機関では、燃料カット制御中には、排気浄化触媒に酸素が流入するのを防止すべく、スロットル弁を閉弁させたり、吸気弁を閉弁状態で停止させたりしている。

ここで、燃料カット制御中に吸気弁を閉弁状態で停止させると、機関吸気通路内では次第に空気の流れが停止していく。機関吸気通路内での空気の流れが停止すると、特に吸気弁近傍の吸気枝管内に滞留する空気は、吸気弁の熱やシリンダブロックの熱を受けてその温度が上昇する。

一方、上述した筒内吸入空気量モデルでは、吸気弁モデルにおいて吸気管内圧力に基づいて筒内流入空気流量を算出しているが、この吸気弁モデルでは吸気弁が閉弁状態で停止されたことに伴う吸気枝管内の空気の昇温を考慮していない。このため、燃料カット制御終了後において、筒内充填空気量は、燃料カット制御中に吸気枝管内に滞留している空気の温度が上昇していないものとして算出されることになる。したがって、燃料カット制御終了後に筒内吸入空気量モデルによって算出される筒内充填空気量には、実際の筒内充填空気量との間に大きな誤差が生じてしまうことになる。

そこで、上記問題に鑑みて、本発明の目的は、燃料カット制御の終了後であっても、筒内充填空気量を正確に推定することができる内燃機関の制御装置を提供することにある。

上記課題を解決するために、第１の発明では、吸気弁を閉弁状態で停止させる吸気弁閉弁停止制御を実行可能な内燃機関の制御装置において、スロットル弁を通過するスロットル通過空気流量と気筒内に流入する筒内流入空気流量とに基づいて吸気管内圧力及び吸気管内温度を算出する圧力・温度算出手段と、上記圧力・温度算出手段によって算出された吸気管内圧力及び吸気管内温度に基づいて筒内流入空気流量を算出するガス流量算出手段と、上記ガス流量算出手段によって算出された筒内流入空気流量に基づいて内燃機関を制御する機関制御手段と、上記圧力・温度算出手段とは別に吸気枝通路内の温度を算出又は検出する枝通路内温度検出手段とを具備し、上記吸気弁閉弁停止制御実行中は圧力・温度算出手段に入力される筒内流入空気流量をゼロとし、吸気弁閉弁停止制御終了後にガス流量算出手段によって筒内流入空気流量を算出するときには、上記圧力・温度算出手段によらずに上記枝通路内温度検出手段によって算出又は検出された吸気枝通路内の温度に基づいて筒内流入空気流量を算出するようにした。
第１の発明によれば、吸気弁閉弁停止制御終了後にガス流量算出手段によって筒内流入空気流量を算出するときには、圧力・温度算出手段によって算出された吸気管内温度ではなく、枝通路内温度検出手段によって算出又は検出された吸気枝通路内の温度が用いられる。このため、吸気弁閉弁停止制御を実行することによって吸気枝管内に滞留している空気の温度が上昇しても、吸気弁閉弁停止制御終了後に比較的正確に気筒内に流入する空気の温度を算出又は検出することができる。

第２の発明では、第１の発明において、上記吸気弁閉弁停止制御終了後において、上記ガス流量算出手段は、Ｐｍを吸気管内圧力、Ｔｍｂを上記枝通路内温度検出手段によって算出又は検出された吸気枝通路内の温度、Ｔａを外気温度、ａ及びｂを機関回転数を変数として求まる値とすると、下記式（１）に基づいて筒内流入空気流量ｍｃを算出する。

第３の発明では、第１又は第２の発明において、上記枝通路内温度検出手段は、吸気枝通路内の温度を検出する温度センサによって吸気枝通路内の温度を検出する。

第４の発明では、第１又は第２の発明において、上記枝通路内温度検出手段は、吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間に基づいて吸気枝通路内の温度を推定する。

第５の発明では、第１〜第４のいずれか一つの発明において、吸気管内圧力を検出する圧力センサを更に具備し、上記吸気弁閉弁停止制御中に上記圧力・温度算出手段によって算出された吸気管内圧力の上昇率と上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力の上昇率との間に生じる差分に基づいて上記吸気弁閉弁停止制御中に吸気弁が閉弁状態で停止されているか否かを判定する。

第６の発明では、第５の発明において、上記吸気弁閉弁停止制御中に上記圧力・温度算出手段によって算出される吸気管内圧力の上昇率と上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力の上昇率との間に生じる差分が一定値以上に大きくなった時期に基づいて吸気弁が閉弁状態で停止されていない気筒を判定する。

第７の発明では、第５又は第６の発明において、上記吸気弁閉弁停止制御中に吸気弁が閉弁状態で停止されていないと判定された場合には、吸気弁閉弁停止制御終了後にガス流量算出手段によって筒内流入空気流量を算出するときには、ガス流量算出手段は、圧力・温度算出手段によって算出された吸気管内圧力によらずに上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力に基づいて筒内流入空気流量を算出する。

第８の発明では、第１〜第４のいずれか一つの発明において、機関吸気通路内を通過する空気の流量を検出する空気流量検出手段を更に具備し、上記吸気弁閉弁停止制御中に空気流量検出手段によって検出された空気流量がゼロでない場合には、吸気弁が閉弁状態で停止されていないと判定し、ガス流量算出手段は、上記空気流量検出手段によって検出された空気流量に基づいて算出された吸気弁閉弁停止制御終了時の吸気管内圧力に基づいて吸気弁閉弁停止制御終了後の筒内流入空気流量を算出する。

第９の発明では、第８の発明において、吸気弁が閉弁状態で停止されていないと判定されたときには、上記空気流量検出手段によって検出された空気流量に基づいて吸気弁が閉弁状態で停止されていない気筒数を判定する。

本発明によれば、吸気弁閉弁停止制御を実行することによって吸気枝管内に滞留している空気の温度が上昇しても、吸気弁閉弁停止制御終了後に比較的正確に気筒内に流入する空気の温度を算出することができ、その結果、筒内流入空気流量を比較的正確に算出することができる。

本発明の制御装置を備えた内燃機関全体を示す図である。内燃機関に適用可能な筒内流入空気量モデルを示す図である。スロットル開度と流量係数との関係を示す図である。スロットル開度と開口断面積との関係を示す図である。関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。スロットルモデルの基本概念を示す図である。吸気管モデルの基本概念を示す図である。吸気弁モデルの基本概念を示す図である。筒内充填空気量及び筒内流入空気流量の定義に関する図である。吸気弁閉弁停止制御中における筒内流入空気量モデルのパラメータの流れを示す図である。吸気弁閉弁停止制御後における筒内流入空気量モデルのパラメータの流れを示す図である。吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間と、吸気枝通路内温度との関係を示す図である。吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間と、吸気管内圧力との関係を示す図である。吸気弁モデルで利用する吸気管内圧力の選択制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間と、スロットル通過空気流量との関係を示す図である。スロットル開度が大きい場合と小さい場合とにおける吸気管内圧力とスロットル通過空気流量との関係を示している。吸気管内圧力とスロットル通過空気流量及び筒内流入空気流量との関係を示す図である。吸気弁閉弁停止制御終了後に吸気管モデルで利用する吸気管内圧力の選択制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。

以下、図面を参照して本発明の実施形態について詳細に説明する。なお、以下の説明では、同様な構成要素には同一の参照番号を付す。

以下、図面を参照して、本発明の実施形態について説明する。
図１は本発明が適用される内燃機関の全体図である。以下で説明では、筒内噴射型火花点火式内燃機関を例にとって説明するが、本発明は別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に適用可能である。

図１において、１は機関本体、２はシリンダブロック、３はピストン、４はシリンダヘッド、５は気筒（燃焼室）、６は吸気弁、７は吸気ポート、８は排気弁、９は排気ポート、１０は点火プラグ、１１は燃料噴射弁、１２はキャビティをそれぞれ示している。

吸気ポート７は各気筒５毎に吸気枝管１３を介してサージタンク１４に連結される。サージタンク１４は上流側吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。上流側吸気管１５内には、ステップモータ１７によって駆動されるスロットル弁１８が配置される。一方、排気ポート９は排気管１９に連結される。排気管１９は排気浄化触媒２０に連結される。

また、吸気弁６には、吸気弁６の位相角及び作用角を変更可能な可変動弁機構２１が設けられている。この可変動弁機構２１により、吸気弁６の位相角及び作用角は自由に変更できると共に、吸気弁６を閉弁状態に停止させることもできる。

電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６および出力ポート３７を具備する。

サージタンク１４には、サージタンク１４内の圧力（以下、「吸気管内圧力」という）を検出するための吸気管内圧力センサ４０が取り付けられる。吸気管内圧力センサ４０は、吸気管内圧力に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。なお、吸気管内圧力センサ４０は必ずしもサージタンク１４に取り付けられなくてもよく、スロットル弁１８の吸気下流側の吸気通路内であれば、どこに取り付けられてもよい。同様に、「吸気管内圧力」は、スロットル弁１８の吸気下流側の吸気通路内のいずれかの位置における圧力を意味する。

また、吸気枝管１３には吸気枝管１３内の温度を検出するための温度センサ４１が取り付けられる。温度センサ４１は、吸気管内温度に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。

また、内燃機関は、スロットル弁１８の開度を検出するためのスロットル開度センサ４３と、内燃機関周囲の大気の圧力、または、上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力（吸気圧）を検出するための大気圧センサ４４と、内燃機関周囲の大気の温度、または、上流側吸気管１５に吸入される空気の温度（吸気温）を検出するための大気温センサ４５とを具備する。これらセンサ４４、４５は、それぞれ、大気圧および大気温度に比例した出力電圧を発生し、これら出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。

また、アクセルペダル４６には、アクセルペダル４６の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４７が接続される。負荷センサ４７の出力電圧は、対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、内燃機関はクランク角センサ４８を具備する。クランク角センサ４８は、例えば、クランクシャフトが３０度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５は、クランク角センサ４５の出力パルスから機関回転数を算出する。一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１、スロットル弁用ステップモータ１７に接続される。

ところで、燃料噴射弁１０から気筒５内に噴射すべき燃料の量（以下、単に、「燃料噴射量」という）は、気筒５内に充填された空気の量に基づいて、気筒５内の混合気の空燃比が目標空燃比となるように決定される。したがって、気筒５内の混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、気筒５内に充填された空気の量（以下、「筒内充填空気量」という）を正確に把握する必要がある。

筒内充填空気量を推定する方法としては、モデルから導き出される式を利用した数値計算によって、筒内充填空気量を算出する方法がある。図２には、このようなモデルのうち最も単純なモデルを示している。なお、以下では、図２に示した最も単純なモデルを例にとって説明するが、本発明の制御装置は、モデルを用いて筒内充填空気量を算出する様々な方法に適用可能である。

図２に示した筒内流入空気量モデルＭ１０は、スロットルモデルＭ１１と、吸気管モデルＭ１２と、吸気弁モデルＭ１３を備える。

スロットルモデルＭ１１には、スロットル開度センサ４３によって検出されたスロットル弁１８の開度（スロットル開度）θｔと、大気圧センサ４５によって検出された大気圧（または、吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｐａと、大気温センサ４４によって検出された大気温度（または、吸気管１５に吸入される空気の温度）Ｔａと、吸気管モデルＭ１２において算出されたサージタンク１４内の圧力（以下、「吸気管内圧力」という）Ｐｍとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ１１のモデル式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量」という）ｍｔが算出される。

また、吸気管モデルＭ１２には、上述したスロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔと、吸気弁モデルＭ１３において算出された単位時間当たりに気筒５内に流入する空気の流量（以下、「筒内流入空気流量」という。なお、筒内流入空気流量ｍｃの定義については、吸気弁モデルＭ２３において詳述する。）ｍｃと、大気温度Ｔａとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ１２のモデル式に代入することで、吸気管内圧力Ｐｍと、サージタンク１４内の空気の温度（以下、「吸気管内温度」という）Ｔｍとが算出される。

また、吸気弁モデルＭ１３には、上述した吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍと、吸気管内温度Ｔｍと、大気温度Ｔａとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ１３のモデル式に代入することで、筒内流入空気流量ｍｃが算出される。

そして、この方法では、後述するように、筒内流入空気流量ｍｃを利用して吸気弁６閉弁時に気筒５内に充填されているガスの量（以下、「筒内充填空気量」という）Ｍｃが算出される。

図２から分かるように、筒内流入空気量モデルＭ１０では、各モデルにおいて算出されるパラメータ値が別のモデルに入力されるパラメータ値として利用されるので、筒内流入空気量モデルＭ１０全体では、実際に入力されるパラメータ値は、スロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および、大気温度Ｔａの３つのパラメータのみである。すなわち、この方法によれば、３つのパラメータから筒内充填空気量Ｍｃが算出されると言える。

次に、各モデルＭ１１〜Ｍ１３について詳細に説明する。
スロットルモデルＭ１１では、大気圧Ｐａと大気温度Ｔａと吸気管内圧力Ｐｍとスロットル開度θｔとを次式（２）に入力し、この式を解くことによって、スロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。

式（２）において、μｔはスロットル弁における流量係数であり、スロットル開度θｔの関数であって、図３に示したマップから定まる。また、Ａｔはスロットル弁１８の開口断面積であり、スロットル開度θｔの関数であって、図４に示したマップから定まる。なお、これら流量係数μｔおよび開口断面積Ａｔをまとめたμｔ・Ａｔをスロットル開度θｔの関数として１つのマップから求めるようにしてもよい。また、Ｒは気体定数に関する定数であり、いわゆる気体定数Ｒ^*を１モル当たりの空気の質量Ｍａで除算した値である（Ｒ＝Ｒ^*／Ｍａ）

また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は、次式（３）に示したように、Ｐｍ／Ｐａを変数とする関数である。

式（３）において、κは比熱比であり、この方法では、一定値としている。

なお、関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）とＰｍ／Ｐａとの間には、図５に示したような関係がある。そこで、式（３）の代わりに、Ｐｍ／Ｐａを変数とする関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）算出用のマップをＲＯＭ３４に予め記憶しておき、Ｐｍ／Ｐａとこのマップとから関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を算出するようにしてもよい。

なお、これら式（２）および（３）は、スロットル弁１８上流の空気の圧力を大気圧Ｐａとし、スロットル弁１８上流の空気の温度を大気温度Ｔａとし、スロットル弁１８を通過した空気の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、スロットル弁１８に関し、図６に示したようなモデルを基礎として、スロットル弁１８上流の空気とスロットル弁１８を通過した空気との間において質量保存則、エネルギ保存則、および、運動量保存則上成立する関係式、ならびに、気体の状態方程式、比熱比の定義式（κ＝Ｃｐ／Ｃｖ）、および、マイヤーの関係式（Ｃｐ＝Ｃｖ＋Ｒ^*）を利用して導き出される。ここで、Ｃｐは定圧比熱であり、Ｃｖは定量比熱であり、Ｒ^*はいわゆる気体定数である。

次に、吸気管モデルＭ１２について説明する。吸気管モデルＭ１２では、スロットル弁通過空気流量ｍｔと筒内流入空気流量ｍｃと大気温度Ｔａとを次式（４）および（５）に入力し、これら式を解くことによって、吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。

式（４）および（５）において、Ｖはスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気管１５、サージタンク１４、吸気枝管１３、および、吸気ポート７（以下、これらまとめて、「吸気管部分」という）のトータルの容積であり、通常、一定値である。

なお、これら式（４）および（５）は、吸気管部分に関し、図７に示したようなモデルを基礎にして、吸気管部分に流入する空気と吸気管部分から流出して気筒内に流入する空気との間において質量保存則、および、エネルギ保存則上成立する関係式から導き出される。

詳細には、吸気管部分内のトータルの空気量をＭとすると、このトータルの空気量Ｍの時間的変化は、吸気管部分に流入する空気の流量（すなわち、スロットル弁通過空気流量）ｍｔと吸気管部分から流出して気筒内に流入する空気の流量（すなわち、筒内流入空気流量）ｍｃとの差に等しいことから、質量保存則上、次式（６）が成立する。

そして、この式（６）と、気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖ＝Ｍ・Ｒ^*・Ｔｍ）とから、上記式（４）が導き出される。

また、吸気管部分内の空気のエネルギ量Ｍ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、吸気管部分に流入する空気のエネルギ量と吸気管部分から流出して気筒内に流入する空気のエネルギ量との差に等しいことから、吸気管部分に流入する空気の温度を大気温度Ｔａとし、吸気管部分から流出して気筒内に流入する空気の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則上、次式（７）が成立する。

そして、この式（７）と、上述した気体の状態方程式とから、上記式（５）が導き出される。

次に、吸気弁モデルＭ１３について説明する。吸気弁モデルＭ１３では、吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍと大気温度Ｔａとを次式（８）に入力し、この式を解くことによって、筒内流入空気流量ｍｃが算出される。

式（８）において、ａおよびｂは、機関回転数ＮＥを変数として求まる値である。また、内燃機関において、吸気弁６の開弁タイミングまたは閉弁タイミングに相当するバルブタイミング、および、開弁時間に相当する作用角の少なくとも一方が変更可能となっている場合には、式（８）において、ａおよびｂは、機関回転数ＮＥとバルブタイミングまたは位相角またはこれら両方とを変数として求まる値である。別の云い方をすれば、式（８）において、ａは比例係数であり、ｂは排気弁８の閉弁時に気筒５内に残存していたガスの量を表す値である。

また、式（８）においては、機関運転状態が変化しているとき、すなわち、過渡運転時には、吸気管内温度Ｔｍが大きく変化することがあるので、この吸気管内温度Ｔｍの変化を補償するための補正係数として、理論および経験則から導かれたＴａ／Ｔｍが用いられている。

なお、式（８）は、吸気弁６に関し、図８に示したようなモデルを基礎にして、筒内流入空気流量ｍｃを以下で詳細に説明するように吸気管内圧力Ｐｍに比例するとみなし、そして、理論および経験則から導き出される。

すなわち、筒内充填空気量Ｍｃは、吸気弁６の閉弁時に確定し且つ吸気弁６の閉弁時の気筒５内の圧力に比例する。ここで、吸気弁６の閉弁時の気筒５内の圧力は、吸気弁６上流の空気の圧力（すなわち、吸気管内圧力）Ｐｍに等しいとみなせるので、筒内充填空気量Ｍｃは吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似できる。

一方、筒内充填空気量Ｍｃは、吸気弁６の開弁期間中において気筒５内に流入する空気の流量（筒内流入空気流量）ｍｃを、吸気弁６の開弁期間に亘って時間積分することによって求まる。すなわち、筒内充填空気量Ｍｃと筒内流入空気流量ｍｃとの間には、筒内流入空気流量ｍｃの時間積分値が筒内充填空気量Ｍｃであるという関係がある。

このように、筒内充填空気量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例し、且つ、筒内充填空気量Ｍｃと筒内流入空気流量ｍｃとの間に、筒内流入空気流量ｍｃの時間積分値が筒内充填空気量Ｍｃであるという関係があることから、筒内流入空気流量ｍｃも吸気管内圧力Ｐｍに比例するとみなせる。

したがって、この方法では、筒内流入空気流量ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例するとみなし、理論および経験則とから、式（８）が導き出されるのである。
なお、式（８）によって算出される筒内流入空気流量ｍｃは、単位時間当たりに吸気管部分から流出する空気の流量の平均値であるので、筒内流入空気流量ｍｃに、内燃機関の１サイクルにかかる時間を気筒数で割った時間をかけることによって、各気筒５における筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

次に、このことについて、４つの気筒を備えた内燃機関を例にとって、図９を参照して説明する。
図９では、横軸がクランク角度であり、縦軸が単位時間当たりに吸気管部分から気筒５に流入する空気の量である。また、図９に示した例では、吸気行程が第１気筒♯１、第３気筒♯３、第４気筒♯４、第２気筒♯２の順で行われる。このように吸気行程が行われると、吸気管部分から各気筒５に流入する空気の流量は、図９において破線で示したように変化し、その結果、吸気管部分から流出する空気の流量は、図９において実線で示したように変化することになる。

そして、吸気管部分から流出する空気の流量（図９の実線）の平均値が筒内流入空気流量ｍｃであり、図９では、破線で示されている。したがって、各気筒５における筒内充填空気量Ｍｃは、筒内流入空気流量ｍｃ（図９の破線）に、内燃機関の１サイクルにかかる時間（図９に示した例では、クランクシャフトが７２０°回転するのにかかる時間）を気筒数（図９に示した例では、４つ）で割った時間、すなわち、図９に示した例では、クランクシャフトが１８０°回転するのにかかる時間をかけることによって算出されるのである。そして、斯くして算出された各気筒５における筒内充填空気量Ｍｃは、例えば、図９の斜線に一致することになる。

次に、上述した筒内流入空気量モデルＭ１０を内燃機関に実装したときの筒内充填空気量Ｍｃの算出方法について説明する。
筒内充填空気量Ｍｃは、筒内流入空気量モデルＭ１０の各モデルの式（２）〜（５）および（８）から求められるが、これら５つの式は、内燃機関に実装されるときには、ＥＣＵ３１で処理可能なように離散化される。すなわち、時刻をｔとし、計算間隔（計算周期）をΔｔとすると、これら５つの式は、次式（９）〜（１３）に離散化される。

このように離散化されて内燃機関に実装された筒内流入空気量モデルＭ１０によれば、スロットルモデルＭ１１において算出される時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）と、吸気弁モデルＭ１３において算出される時刻ｔにおける筒内流入空気流量ｍｃ（ｔ）と、時刻ｔにおける吸気管内温度Ｔｍ（ｔ）とを吸気管モデルＭ１２の式（１１）および（１２）に入力し、これら式（１１）および（１２）を解くことによって、時刻（ｔ＋Δｔ）における吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）および吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）が算出される。

そして、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）と時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）とをスロットルモデルＭ１１の式（９）および（１０）に入力し、これら式を解くことによって、時刻（ｔ＋Δｔ）におけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）が算出される。

さらに、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）および吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）を吸気弁モデルＭ１３の式（１３）に入力し、この式を解くことによって、時刻（ｔ＋Δｔ）における筒内流入空気流量ｍｃ（ｔ＋Δｔ）が算出される。

こうした計算を繰り返すことによって、任意の時刻における筒内流入空気流量ｍｃが算出される。そして、こうして算出された筒内流入空気流量ｍｃに、上述したように、１サイクルにかかる時間を気筒数で割った時間をかけることによって、任意の時刻における各気筒の筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

なお、内燃機関の始動時、すなわち、時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧Ｐａと等しい（Ｐｍ（０）＝Ｐａ）とされ、一方、吸気管内温度Ｔｍは大気温度Ｔａと等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされ、各モデルＭ１１〜Ｍ１３における計算が開始される。

また、上述した筒内流入空気量モデルＭ１０において使用される大気圧Ｐａおよび大気温度Ｔａとして、筒内流入空気量モデルＭ１０の計算が開始されたときの大気圧および大気温度を常に用いてもよいし、時刻ｔにおける大気圧Ｐａ（ｔ）および大気温度Ｔａ（ｔ）を用いてもよい。

ところで、本実施形態の内燃機関では、機関減速運転時に気筒への燃料の供給を停止する燃料カット制御を実行している。このように燃料カット制御を実行する際に、気筒内に空気を流通させると、すなわち吸気弁６を介して空気を気筒内に流入させると共に排気弁８を介して空気を気筒内から流出させると、排気浄化触媒２０には多量の空気が流入する。

排気浄化触媒２０に空気、特に酸素が流入すると、酸素は排気浄化触媒２０の表面上に吸着する。また、排気浄化触媒２０に担持されている貴金属は高温になると互いに結合して大粒となり、この結合反応は排気浄化触媒２０の表面上に吸着されている酸素によって促進される。このため、排気浄化触媒２０に多量の空気が流入して、排気浄化触媒２０の表面上に保持されている酸素の量が増大すると、貴金属の酸化能力等が低下せしめられる（酸素被毒）。したがって、燃料カット制御中には、排気浄化触媒２０に酸素が流入しないようにする必要がある。

このため、本実施形態の内燃機関では、燃料カット制御を実行する場合には、吸気弁６を閉弁状態で停止させる吸気弁閉弁停止制御を実行することとしている。これにより、燃料カット制御中であっても排気浄化触媒２０に酸素が流入することが抑制され、その結果、排気浄化触媒２０の酸素被毒が抑制される。

このように吸気弁閉弁停止制御が実行されているときには、吸気管部分から気筒内へは空気は流入しない。このため、本実施形態では、吸気弁閉弁停止制御中には、吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出が停止せしめられると共に、吸気管モデルＭ１２に入力される筒内流入空気流量ｍｃの値がゼロとされる。

したがって、吸気弁モデルＭ１２では、上記式（４）および（５）にｍｃ＝０を代入することにより、次式（１４）および（１５）によって吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。これにより、吸気弁閉弁停止制御を実行しているときであっても、比較的正確に吸気管内圧力Ｐｍを算出することができる。この様子を図１０に示す。

ところで、吸気弁閉弁停止制御を実行しているときには、スロットル弁１８を介して吸気管部分内に流入した空気は吸気管部分内に滞留する。このとき、吸気弁６や吸気ポート７の壁面の温度は比較的高温になっており、よって吸気管部分内に滞留している空気のうちこれら吸気弁７や吸気ポート７の壁面に接触した空気、すなわち吸気ポート７及び吸気枝管１３（以下、これらをまとめて「吸気枝通路」という）内の空気は昇温せしめられる。

ところが、上述した吸気管モデルＭ１２では、上述したように、吸気管部分に流入する空気と吸気管部分から流出して気筒内に流入する空気との間で成立する質量保存則及びエネルギ保存則に基づいて式（４）および（５）が導き出されている。換言すると、吸気管モデルＭ１２では、吸気弁６や吸気ポート７の壁面に接触することによる吸気枝通路内の空気の温度上昇が考慮されていない。

ただし、吸気弁閉弁停止制御を実行していないときには、吸気弁６や吸気ポート７の壁面に接触することによる吸気枝通路内の空気の温度上昇の影響は小さいため、斯かる温度上昇の影響を無視して計算を行っても吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内温度Ｔｍと、吸気枝通路内の空気の実際の温度との間に生じる誤差は無視できるほど小さい。ところが、吸気弁閉弁停止制御を実行しているときには、斯かる温度上昇の影響を無視すると、吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内温度Ｔｍと、吸気枝通路内の空気の実際の温度との間に生じる誤差は無視できないほど大きくなってしまう。

ここで、吸気弁閉弁停止制御の実行中には、吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出が停止せしめられていることから、算出された吸気管内温度Ｔｍが他の吸気管モデルＭ１２で利用されることはない。このため、このように吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内温度Ｔｍと吸気枝通路内の空気の実際の温度との間に誤差が生じても、筒内流入空気流量ｍｃの算出や、筒内流入空気量モデルＭ１０での計算にはほとんど影響を及ぼすことはない。

一方、吸気弁閉弁停止制御の終了後には、吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出が再開される。特に、吸気弁閉弁停止制御終了直後には、吸気弁モデルＭ１３によって筒内流入空気流量ｍｃを算出するにあたって、吸気弁閉弁停止制御終了時の吸気管内温度や吸気管内圧力が利用されることになる。ところが、上述したように、吸気弁閉弁停止制御終了時に吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内温度Ｔｍには誤差が生じているため、吸気弁閉弁停止制御終了直後に算出される筒内流入空気流量ｍｃには誤差が生じてしまう。このため、吸気弁閉弁停止制御終了直後には、正確に筒内流入空気流量ｍｃを算出することができず、その結果、筒内充填空気量Ｍｃを正確に算出することができない。

そこで、本発明による実施形態では、燃料カット制御が行われて、吸気弁閉弁停止制御が実行されたときには、吸気弁閉弁停止制御終了直後の筒内流入空気流量を算出するにあたって、吸気枝通路内の温度を検出する温度センサ４１によって検出された温度を用いることとしている。

すなわち、本発明による実施形態では、吸気弁閉弁停止制御が開始されると、図１０に示したように、吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出が停止せしめられると共に、吸気管モデルＭ１２では上記式（１４）及び（１５）によって吸気管内圧力Ｐｍ及び吸気管内温度Ｔｍの算出が行われる。

その後、吸気弁閉弁停止制御が終了すると、吸気弁６の開閉が再開せしめられる。これに伴って、吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出も再開せしめられるが、このとき吸気弁モデルＭ１３には吸気管モデルＭ１２のモデル式（４）、（５）又は（１４）、（１５）によって算出された吸気管内温度Ｔｍではなく、温度センサ４１によって検出された吸気枝通路内温度Ｔｍｂが用いられる。すなわち、吸気弁閉弁停止制御終了後においては、下記式（１６）によって筒内流入空気流量ｍｃが算出されることになる。この様子を図１１に示す。

その後、吸気弁閉弁停止制御終了からの経過時間が長くなるにつれて、吸気枝通路内の実際の温度が低下し、徐々に吸気管モデルＭ１２のモデル式によって算出される吸気管内温度Ｔｍに近い値となる。したがって、吸気弁閉弁停止制御終了からの経過時間が一定時間以上となった場合、又は温度センサ４１によって検出された吸気枝通路内温度と吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内温度Ｔｍとの差分が一定値以下となった場合には、吸気弁モデルＭ１３では吸気管モデルＭ１２のモデル式によって算出された吸気管内温度Ｔｍが用いられることになる。

このように、吸気弁閉弁停止制御終了時に、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内温度Ｔｍではなく、温度センサ４１によって検出された吸気枝通路内温度Ｔｍｂを用いて吸気弁モデルＭ１３での計算を行うことにより、たとえ吸気弁６や吸気ポート７の壁面に接触することによって吸気枝通路内の空気の温度が上昇しても、吸気弁モデルＭ１３によって比較的正確に筒内流入空気流量ｍｃを算出することができるようになる。

なお、上記実施形態では、吸気弁閉弁停止制御終了時には、温度センサ４１によって検出された吸気枝通路内温度Ｔｍｂを用いることとしている。しかしながら、必ずしも温度センサ４１によって吸気枝通路内温度を検出しなくてもよく、例えば、吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間に応じて、吸気弁閉弁停止制御終了時における吸気枝通路内温度を算出するようにしてもよい。

図１２は、吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間と、吸気枝通路内温度Ｔｍｂとの関係を示す図である。図１２に示したように、吸気枝通路内温度Ｔｍｂは、吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間が長くなるほど高くなる。したがって、吸気弁閉弁停止制御開始時における吸気枝通路内温度が分かれば、温度センサ４１を用いることなく、吸気弁閉弁停止制御実行中及び吸気弁閉弁停止制御終了時における吸気枝通路内温度を推定することができる。また、吸気弁閉弁停止制御開始時には、吸気枝通路内の空気の温度は、吸気管部分全体内の空気の温度とほぼ一致していることから、吸気弁閉弁停止制御開始時における吸気枝通路内温度は、吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内温度Ｔｍに等しい。

したがって、吸気弁閉弁停止制御開始時における吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内温度Ｔｍと、図１２に示したようなマップに基づいて、吸気弁閉弁停止制御終了時における吸気枝通路内温度を比較的正確に推定することができ、このようにして推定された吸気枝通路内温度を用いて吸気弁閉弁停止制御終了時に吸気弁モデルＭ１３での計算を行うことにより、比較的正確に筒内流入空気流量を算出することができる。これにより、吸気枝通路内温度を検出する温度センサを設ける必要がなくなり、製造コストを低減することができる。

なお、図１２に示したマップは、吸気弁の温度、吸気ポート７の壁面温度、吸気弁閉弁停止制御開始時における吸気枝通路内温度（すなわち、吸気弁閉弁停止制御開始時における吸気管部分内の温度）に基づいて変化する。そして、吸気弁の温度、吸気ポート７の壁面温度等は機関冷却水の温度に基づいて変化する。したがって、図１２に示したマップは、機関冷却水の温度や吸気弁閉弁停止制御開始時における吸気管部分内の温度に応じて変化させるようにしてもよい。

ところで、吸気弁閉弁停止制御が実行されると、実際の吸気管内圧力は吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間に応じて図１３に実線で示したように上昇する（図１３では、時刻ｔ₀において吸気弁閉弁停止制御が開始されている）。これは吸気弁６が閉弁状態で停止されていると、スロットル弁１８を介して吸気管部分内に空気が流入するが、吸気弁６を介して吸気管部分内から空気が流出しないためである。

一方、吸気弁閉弁停止制御中の吸気管内圧力Ｐｍは、上記式（１５）によって算出される。このようにして算出された吸気管内圧力Ｐｍは、吸気弁閉弁停止制御が正常に行われていれば、実際の吸気管内圧力と同様に、すなわち図１３に実線で示したように推移する。したがって、吸気弁閉弁停止制御終了後に吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出を再開する際には、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力を吸気弁モデルＭ１３に入力することにより、比較的正確に筒内流入空気流量を算出することができる。

ところが、可変動弁機構に故障等が発生して、吸気弁閉弁停止制御実行中に一部の気筒について吸気弁６が閉弁状態で停止されず、吸気弁６が開弁してしまうと、実際の吸気管内圧力は図１３に実線に示したようには推移しない。図１３中の＃１〜＃４は吸気行程中の気筒の番号を示しており、例えば、４番気筒の吸気弁６が閉弁状態で停止されない場合には、実際の吸気管内圧力は図１３中に破線で示したように推移することになる。このため、可変動弁機構に故障等が発生すると、実際の吸気管内圧力に対して吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力に誤差が生じてしまう。

このため、可変動弁機構に故障等が発生した場合、吸気弁閉弁停止制御終了後に吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出を再開する際に、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力Ｐｍを吸気弁モデルＭ１３に入力すると、筒内流入空気流量を正確に算出することができない。

そこで、本発明による実施形態では、可変動弁機構の故障等の有無を判定すると共に、可変動弁機構に故障等が発生していると判定された場合には、吸気弁閉弁停止制御終了後に吸気弁モデルＭ１３による筒内流入空気流量の算出を再開する際に、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力を用いずに、他の値を用いて吸気弁モデルＭ１３での計算を行うこととしている。

まず、可変動弁機構の故障等の有無の判定について説明する。上述したように、４番気筒の吸気弁６が閉弁状態で停止されていない場合には、実際の吸気管内圧力は図１３中に破線で示したように推移することになる。すなわち、４番気筒の吸気行程中に吸気弁６が開いてしまう場合、４番気筒の吸気行程中に吸気弁６を介して吸気管部分から気筒内に空気が流出する。このため、この場合、４番気筒の吸気行程中において、吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内圧力Ｐｍ（図１３中の実線）は、実際の吸気管内圧力（図１３中の破線）よりも低いものとなる。また、４番気筒の吸気弁６が開いてしまう場合には、４番気筒の吸気行程中において、吸気管モデルＭ１２によって算出される吸気管内圧力Ｐｍ（図１３中の実線）の上昇率は実際の吸気管内圧力（図１３中の破線）の上昇率よりも高いものとなる。

そこで、本発明による実施形態では、吸気管内圧力を検出する圧力センサ４０によって実際の吸気管内圧力を検出し、圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力の上昇率と、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力Ｐｍの上昇率とを比較し、これら吸気管内圧力の上昇率の差が一定値以上となった場合には、吸気管内圧力の上昇率の差が一定値以上となった時に吸気行程となっている気筒の吸気弁６の動弁機構が故障していると判定することとしている。これにより、吸気弁６の可変動弁機構の故障を正確に判定することができるようになる。

そして、本発明による実施形態では、可変動弁機構に故障が有ると判定された場合には、吸気弁閉弁停止制御終了時において、吸気弁モデルＭ１３には、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力ではなく、圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力を入力することとしている。可変動弁機構に故障がある場合であっても圧力センサ４０によれば比較的正確に吸気管内圧力を検出することができるため、吸気弁閉弁停止制御終了時においても比較的正確に吸気弁モデルＭ１３によって筒内流入空気流量を算出することができる。

なお、本発明による実施形態では、吸気管内圧力を検出する圧力センサ４０が設けられているにも関わらず、吸気弁モデルＭ１３においては基本的に圧力センサ４０の出力を利用していない。以下、この理由について説明する。

上述した筒内流入空気量モデルＭ１０は最も単純なモデルを示しており、スロットルモデルＭ１１に現在のスロットル開度を入力することで、吸気弁モデルＭ１３によって現在の筒内充填空気量を算出している。しかしながら、筒内流入空気量モデルＭ１０を用いることによって、例えば特許文献３に示したように、将来の筒内充填空気量を予測することも可能である。

すなわち、電子制御式のスロットル弁１８を備えた内燃機関では、アクセルペダルの踏込み量に対応した目標スロットル開度に基づいて筒内流入空気量モデルＭ１０によって筒内充填空気量を算出すると共に、この目標スロットル開度へのスロットル弁１８の駆動開始を所定の時間遅延させることができる。この場合、筒内流入空気量モデルＭ１０によって算出された筒内充填空気量は、上記所定の時間だけ先の（将来の）筒内充填空気量を予測することができることになる。

このように、筒内流入空気量モデルＭ１０によって将来の筒内充填空気量を予測する場合、筒内流入空気量モデルＭ１０に入力する各種パラメータの値として、各種センサによって検出された現在のパラメータの値を用いると、将来の筒内充填空気量を正確に予測することが困難となってしまう。したがって、このように将来の筒内充填空気量を予測するような場合、基本的に、筒内流入空気量モデルＭ１０に入力するパラメータの値として各種センサによって検出された現在のパラメータの値を用いることはできず、したがって本発明による実施形態でも、吸気弁モデルＭ１３においては基本的に圧力センサ４０の出力を利用していない。

しかしながら、可変動弁機構に故障が有る場合には、吸気弁閉弁停止制御終了時において、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力と実際の吸気管内圧力との間の誤差が大きいため、圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力を吸気弁モデルＭ１３に入力することとしている。

図１４は、吸気弁モデルＭ１３で利用する吸気管内圧力の選択制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔の割り込みによって行われる。

まず、図１４にステップＳ１１で示したように、弁停止制御フラグＸｖが１であるか否かが判定される。弁停止制御フラグＸｖは、吸気弁閉弁停止制御の実行中に１になり、終了すると０になるフラグである。ステップＳ１１において、吸気弁閉弁停止制御実行中で、弁停止制御フラグＸｖが１であると判定された場合にはステップＳ１２へと進む。ステップＳ１２では、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力の変化率（単位時間当たりの変化量）と、圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力の変化率との差分ΔｄＰｍ／ｄｔが、予め定められた一定値Ａ以上であるか否かが判定される。差分ΔｄＰｍ／ｄｔが一定値Ａよりも小さいと判定された場合には、可変動弁機構に故障は存在せず、制御ルーチンが終了せしめられる。一方、差分ΔｄＰｍ／ｄｔが一定値Ａ以上であると判定された場合には、可変動弁機構に故障等が存在するため、ステップＳ１３において弁停止フェイルフラグＸｆが１とされる。弁停止フェイルフラグＸｆは、吸気弁閉弁停止制御を実行しても一部又は全部の吸気弁６が閉弁状態で停止されないときに１とされ、それ以外のときには０とされるフラグである。

その後、吸気弁閉弁停止制御が終了すると、次の制御ルーチンでは、弁停止制御フラグＸｖが０となり、ステップＳ１１において弁停止制御フラグＸｖが１ではないと判定され、ステップＳ１４へと進む。ステップＳ１４では、吸気弁閉弁停止制御の終了直後であるか否かが判定される。吸気弁閉弁停止制御の終了直後であると判定された場合には、ステップＳ１５へと進む。ステップＳ１５では、弁停止フェイルフラグＸｆが１であるか否かが判定され、弁停止フェイルフラグＸｆが１であると判定された場合、すなわち可変動弁機構に故障等が存在すると判定された場合にはステップＳ１６へと進む。ステップＳ１６では、圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力が吸気弁モデルＭ１３に入力される。一方、弁停止フェイルフラグＸｆが０であると判定された場合、すなわち可変動弁機構に故障等が存在しないと判定された場合にはステップＳ１７へと進む。ステップＳ１７では、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力が吸気弁モデルＭ１３に入力される。その後、ステップＳ１８では弁停止フェイルフラグＸｆが０にリセットされ、制御ルーチンが終了せしめられる。

次に、本発明の第二実施形態について説明する。
上記実施形態では、可変動弁機構の故障等の有無を判定するにあたって、圧力センサ４０を用いている。しかしながら、通常、筒内流入空気量モデルＭ１０を用いて筒内充填空気量を算出する際には、吸気管内圧力を圧力センサ４０で検出する必要はない。したがって、上記実施形態では、可変動弁機構の故障の有無の判定等をするために圧力センサ４０を設けており、圧力センサ４０を設けることによって製造コストの増大を招いていた。

一方、筒内流入空気量モデルＭ１０を用いる場合であっても、内燃機関にはスロットル弁１８上流の吸気管内を流れる空気の流量を検出するエアフロメータ４２は設けられる。そこで、本発明の第二実施形態では、エアフロメータ４２を用いて可変動弁機構の故障の有無の判定等を行うこととしている。

ここで、吸気弁閉弁停止制御が実行されると、図１５に実線で示したように、実際のスロットル通過空気流量は徐々に低下し、最終的にはほぼ０に収束する（図１３では、時刻ｔ₀において吸気弁閉弁停止制御が開始されている）。これは、吸気弁６が閉弁状態で停止されていると、気筒内に空気が流入せず、よって吸気管部分内にも空気が流入しなくなるためである。

一方、吸気弁閉弁停止制御中のスロットル通過空気流量ｍｔは、上記式（２）によって算出され、式（２）で用いられる吸気管内圧力Ｐｍには、上記式（１５）によって算出された吸気管内圧力が代入される。このようにして算出されたスロットル通過空気流量ｍｔは、吸気弁閉弁停止制御が正常に行われていれば、実際のスロットル通過空気流量と同様に、すなわち図１５に実線で示したように推移する。

ところが、可変動弁機構に故障等が発生して、吸気弁閉弁停止制御実行中に一部の気筒について吸気弁６が閉弁状態で停止されず、吸気弁６が開弁してしまうと、実際のスロットル通過空気流量は図１５に実線で示したようには推移しない。例えば、一つの気筒についてのみ吸気弁閉弁停止制御実行中にも吸気弁６が開弁してしまうような場合には、実際のスロットル通過空気流量は、図１５中に破線で示したように推移することになる。このため、可変動弁機構に故障等が発生すると、実際のスロットル通過空気流量、すなわちエアフロメータ４２によって検出された空気流量（以下、「エアフロ検出空気流量」という）と、スロットルモデルＭ１１によって算出されたスロットル通過空気流量とは異なる値となる。

そこで、本実施形態では、スロットルモデルＭ１１によって算出されるスロットル通過空気流量がほぼゼロに収束した時（すなわち、図１５中の時刻ｔ₁以降）に、エアフロメータ４２によって空気流量を検出し、このとき検出されたエアフロ検出空気流量がほぼゼロとなっている場合には、可変動弁機構に故障等は発生していないと判定し、このとき検出されたエアフロ検出空気流量がゼロとなっていない場合には、可変動弁機構に故障等は発生していないと判定することとしている。これにより、吸気弁６の可変動弁機構の故障等を正確に判定することができるようになる。

ところで、上記第一実施形態では、可変動弁機構に故障が有ると判定された場合には、吸気弁閉弁停止制御終了時において、吸気モデルＭ１３に圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力を入力することとしている。しかしながら、本実施形態では、圧力センサ４０が設けられておらず、よって圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力を入力することはできない。そこで、本実施形態では、エアフロメータ４２によって検出された空気流量を用いて筒内流入空気流量を算出することとしている。

図１６は、スロットル開度が大きい場合と小さい場合における吸気管内圧力とスロットル通過空気流量（すなわち、エアフロメータ４２によって検出された空気流量）との関係を示している。図１６から分かるように、エアフロ検出空気流量と吸気管内圧力とはスロットル開度毎に一定の関係を有していることから、スロットル開度とエアフロ検出空気流量が分かれば吸気管内圧力を推定することができる。図１６に示した例では、スロットル開度が大きく且つエアフロ検出空気流量がｍｔ１である場合には、吸気管内圧力はＰｍ１となっており、スロットル開度が小さく且つエアフロ検出空気流量がｍｔ２である場合には、吸気管内圧力はＰｍ２となっている。

そこで、本実施形態では、スロットル弁通過空気流量（すなわち、エアフロ検出空気流量）及びスロットル開度と吸気管内圧力との関係を予めマップとして求めておき、実際のエアフロ検出空気流量とスロットル開度とに基づいてマップを用いて吸気管内圧力を算出することとしている。このようにエアフロメータ４２の実測値に基づいて吸気管内圧力を算出することにより、可変動弁機構に故障が生じている場合であっても吸気管内圧力を比較的正確に算出することができる。

なお、吸気管内圧力の算出は、必ずしもマップを用いて行う必要はない。例えば、上記式（２）を変形することにより、スロットル通過空気流量ｍｔとスロットル開度θｔとを入力することによって吸気管内圧力Ｐｍが算出される式を求め、斯かる式を用いてエアフロ検出空気流量とスロットル開度とに基づいて吸気管内圧力を算出することとしてもよい。

図１７は、吸気管内圧力とスロットル通過空気流量ｍｔ及び筒内流入空気流量ａ〜ｄとの関係を示す図である。図中のｍｔは或る特定のスロットル開度における吸気管内圧力に対するスロットル通過空気流量の推移を示している。また、図中のａは吸気弁閉弁停止制御を実行していない場合の筒内流入空気流量、ｂは吸気弁閉弁停止制御実行中であって全ての気筒について吸気弁が閉弁状態で停止されている場合の筒内流入空気流量、ｃは吸気弁閉弁停止制御実行中であって１気筒だけ吸気弁が閉弁状態で停止されていない場合の筒内流入空気流量、ｄは吸気弁閉弁停止制御実行中であって２気筒の吸気弁が閉弁状態で停止されていない場合の筒内流入空気流量をそれぞれ示している。

ここで、定常状態（吸気弁閉弁停止制御実行中には、吸気弁閉弁停止制御開始後、スロットル通過空気流量及び筒内流入空気流量が一定の値に収束した状態）においては、スロットル通過空気流量ｍｔと筒内流入空気流量ｍｃとは等しくなる。したがって、定常状態においては、図１７におけるスロットル通過空気流量の曲線と筒内流入空気流量の直線との交点が実際のスロットル通過空気流量及び筒内流入空気流量となる。したがって、吸気弁閉弁停止制御を実行していない場合には、定常状態になると、スロットル通過空気流量はスロットル通過空気流量の曲線と直線ａとの交点におけるスロットル通過空気流量であるｍｔ３となる。一方、吸気弁閉弁停止制御実行中であって全ての気筒について吸気弁が閉弁状態で停止されている場合には、定常状態になると、スロットル通過空気流量は、図１７のスロットル通過空気流量の曲線と直線ｂとの交点におけるスロットル通過空気流量である０となる。同様にして、吸気弁閉弁停止制御実行中であって１気筒だけ吸気弁が閉弁状態で停止されていない場合には、定常状態になると、スロットル通過空気流量は、図１７のスロットル通過空気流量の曲線と直線ｃとの交点におけるスロットル通過空気流量であるｍｔ５になり、吸気弁閉弁停止制御実行中であって２気筒の吸気弁が閉弁状態で停止されていない場合には、定常状態になると、スロットル通過空気流量は、図１７のスロットル通過空気流量の曲線と直線ｄとお交点におけるスロットル通過空気流量であるｍｔ４となる。

このように、スロットル開度が或る特定の開度であるときには、吸気弁閉弁停止制御実行中に吸気弁６が閉弁状態で停止されない気筒数に応じて定常状態におけるスロットル通過空気量が定まる。逆に言うと、エアフロ検出空気流量及びスロットル開度に基づいて吸気弁閉弁停止制御実行中に吸気弁が閉弁状態で停止されていない気筒数を算出することができる。例えば、図１７に示した例では、スロットル開度が或る特定の開度にある場合に、エアフロ検出空気流量がｍｔ５近傍であった場合には吸気弁６が閉弁状態で停止されていない気筒数が１であると判定され、エアフロ検出空気流量がｍｔ４近傍であった場合には吸気弁６が閉弁状態で停止されていない気筒数が２であると判定される。

図１８は、吸気弁閉弁停止制御終了後に吸気管モデルＭ１２で利用する吸気管内圧力の選択制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔の割り込みによって行われる。

まず、図１８にステップＳ２１で示したように、弁停止制御フラグＸｖが１であるか否かが判定される。ステップＳ２１において、吸気弁閉弁停止制御が実行されておらず、弁停止制御フラグＸｖが０であると判定された場合には制御ルーチンが終了せしめられる。一方、ステップＳ２１において吸気弁閉弁停止制御が実行されていて、弁停止制御フラグＸｖが１であると判定された場合には、ステップＳ２２へと進む。

ステップＳ２２では、スロットルモデルＭ１１によって算出されたスロットル通過空気流量ｍｔがほぼゼロであるか否か、すなわちスロットル通過空気流量がゼロに収束している否かが判定される。スロットルモデルＭ１１によって算出されたスロットル通過空気流量ｍｔがゼロではないと判定された場合には、制御ルーチンが終了せしめられる。一方、ステップＳ２２において、スロットルモデルＭ１１によって算出されたスロットル通過空気流量ｍｔがゼロであると判定された場合には、ステップＳ２３へと進む。ステップＳ２３では、エアフロメータ４２によって検出された空気流量ｍｔａｆｍがほぼゼロであるか否か、すなわち吸気管１５内を流通する実際の空気流量がゼロに収束しているか否かが判定される。ステップＳ２３において、エアフロメータ４２によって検出された空気流量ｍｔａｆｍもほぼゼロであると判定された場合には、可変動弁機構に故障等は発生しておらず、ステップＳ２４へと進む。ステップＳ２４では、吸気管モデルＭ１２によって算出された吸気管内圧力Ｐｍを用いて吸気弁モデルＭ１３によって吸気弁閉弁停止制御終了時における筒内流入空気流量ｍｃが算出される。

一方、ステップＳ２３において、エアフロメータ４２によって検出された空気流量ｍｔａｆｍがゼロになっていないと判定された場合には、可変動弁機構に故障等が発生しており、ステップＳ２５へと進む。ステップＳ２５では、エアフロメータ４２によって検出された空気流量ｍｔａｆｍに基づいて上述したように吸気管内圧力Ｐｍが算出される。次いで、ステップＳ２６では、エアフロメータ４２によって検出された空気流量ｍｔａｆｍに基づいて上述したように吸気弁６が閉弁状態で停止されていない気筒数が算出される。次いで、ステップＳ２７では、ステップＳ２５で算出された吸気管内圧力Ｐｍに基づいて吸気弁閉弁停止制御終了時における筒内流入空気流量ｍｃが算出される。

１機関本体
５燃焼室
６吸気弁
７吸気ポート
８排気弁
１１燃料噴射弁
１３吸気管
１８スロットル弁
２２ＥＧＲ制御弁
Ｍ１０筒内流入空気量モデル
Ｍ１１スロットルモデル
Ｍ１２吸気管モデル
Ｍ１３吸気弁モデル

Claims

吸気弁を閉弁状態で停止させる吸気弁閉弁停止制御を実行可能な内燃機関の制御装置において、
スロットル弁を通過するスロットル通過空気流量と気筒内に流入する筒内流入空気流量とに基づいて吸気管内圧力及び吸気管内温度を算出する圧力・温度算出手段と、
上記圧力・温度算出手段によって算出された吸気管内圧力及び吸気管内温度に基づいて筒内流入空気流量を算出するガス流量算出手段と、
上記ガス流量算出手段によって算出された筒内流入空気流量に基づいて内燃機関を制御する機関制御手段と、
上記圧力・温度算出手段とは別に吸気枝通路内の温度を算出又は検出する枝通路内温度検出手段とを具備し、
上記吸気弁閉弁停止制御実行中は圧力・温度算出手段に入力される筒内流入空気流量をゼロとし、吸気弁閉弁停止制御終了後にガス流量算出手段によって筒内流入空気流量を算出するときには、上記圧力・温度算出手段によらずに上記枝通路内温度検出手段によって算出又は検出された吸気枝通路内の温度に基づいて筒内流入空気流量を算出するようにした、内燃機関の制御装置。
上記吸気弁閉弁停止制御終了後において、上記ガス流量算出手段は、Ｐｍを吸気管内圧力、Ｔｍｂを上記枝通路内温度検出手段によって算出又は検出された吸気枝通路内の温度、Ｔａを外気温度、ａ及びｂを機関回転数を変数として求まる値とすると、下記式（１）に基づいて筒内流入空気流量ｍｃを算出する、請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
上記枝通路内温度検出手段は、吸気枝通路内の温度を検出する温度センサによって吸気枝通路内の温度を検出する、請求項１又は２に記載の内燃機関の制御装置。
上記枝通路内温度検出手段は、吸気弁閉弁停止制御開始からの経過時間に基づいて吸気枝通路内の温度を推定する、請求項１又は２に記載の内燃機関の制御装置。
吸気管内圧力を検出する圧力センサを更に具備し、
上記吸気弁閉弁停止制御中に上記圧力・温度算出手段によって算出された吸気管内圧力の上昇率と上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力の上昇率との間に生じる差分に基づいて上記吸気弁閉弁停止制御中に吸気弁が閉弁状態で停止されているか否かを判定する、請求項１〜４のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
上記吸気弁閉弁停止制御中に上記圧力・温度算出手段によって算出される吸気管内圧力の上昇率と上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力の上昇率との間に生じる差分が一定値以上に大きくなった時期に基づいて吸気弁が閉弁状態で停止されていない気筒を判定する、請求項５に記載の内燃機関の制御装置。
上記吸気弁閉弁停止制御中に吸気弁が閉弁状態で停止されていないと判定された場合には、吸気弁閉弁停止制御終了後にガス流量算出手段によって筒内流入空気流量を算出するときには、ガス流量算出手段は、圧力・温度算出手段によって算出された吸気管内圧力によらずに上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力に基づいて筒内流入空気流量を算出する、請求項５又は６に記載の内燃機関の制御装置。
機関吸気通路内を通過する空気の流量を検出する空気流量検出手段を更に具備し、
上記吸気弁閉弁停止制御中に空気流量検出手段によって検出された空気流量がゼロでない場合には、吸気弁が閉弁状態で停止されていないと判定し、ガス流量算出手段は、上記空気流量検出手段によって検出された空気流量に基づいて算出された吸気弁閉弁停止制御終了時の吸気管内圧力に基づいて吸気弁閉弁停止制御終了後の筒内流入空気流量を算出する、請求項１〜４のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
吸気弁が閉弁状態で停止されていないと判定されたときには、上記空気流量検出手段によって検出された空気流量に基づいて吸気弁が閉弁状態で停止されていない気筒数を判定する、請求項８に記載の内燃機関の制御装置。