JP4204406B2

JP4204406B2 - 内燃機関の制御装置

Info

Publication number: JP4204406B2
Application number: JP2003206545A
Authority: JP
Inventors: 正晃小西; 善一苗村; 潤司加藤
Original assignee: Toyota Motor Corp; Toyota Central R&D Labs Inc
Current assignee: Toyota Motor Corp; Toyota Central R&D Labs Inc
Priority date: 2003-08-07
Filing date: 2003-08-07
Publication date: 2009-01-07
Anticipated expiration: 2023-08-07
Also published as: JP2005054611A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
多くの内燃機関では、各気筒に吸入される吸気ガスの空燃比を最適に調整するために、各気筒への筒内吸入ガス量を推定し、推定された筒内吸入ガス量に基づいて吸気ガス内に噴射する燃料噴射量が設定される。このように、機関運転状態に応じて吸気ガスの空燃比を最適にすることにより、燃料の燃焼を最適に維持することができるようになる。各気筒への筒内吸入ガス量の推定は様々な方法で行われており、例えば、吸気管に配置されたエアフロメータによって検出された吸気管通過空気流量に基づく方法や、吸気管に配置された圧力センサによって検出された吸気管内圧力に基づく方法等が挙げられる。
【０００３】
一方、近年において吸気弁および排気弁の開閉弁特性、例えば、位相角、作用角、リフト量等を変更可能な可変動弁機構が提案されている。このような可変動弁機構では、各気筒への筒内吸入ガス量を、スロットル弁によらず、吸気弁および排気弁の開閉弁特性を変えることによって調整することができる（以下、「ノンスロ状態」と称す）。このため、例えば、スロットル弁を絞ることによって発生するポンピングロスを低減しつつ、各気筒への筒内吸入ガス量を最適に調整することができる。
【０００４】
しかしながら、このような可変動弁機構を用いた場合、各気筒への筒内吸入ガス量を推定するのが困難である。すなわち、エアフロメータを用いた方法によると、エアフロメータの応答性が低いことにより機関運転状態が過渡状態にあるときには正確な筒内吸入ガス量を推定できない。一方、圧力センサを用いた方法によると、機関運転状態がノンスロ状態にあるときに、吸気管内に負圧がほとんど発生しないため、筒内吸入ガス量を推定できない。
【０００５】
このような問題を解決するために、例えば特許文献１に開示されているように、吸気弁および排気弁の開閉弁特性をパラメータとして各気筒への筒内吸入ガス量を推定する装置が提案されている。特に、吸気弁のリフト量が非常に小さいときには筒内吸入ガス量が少なく、よって筒内吸入ガス量の変化に対する空燃比の変化の割合が大きくなるため、特許文献１に記載の装置では、吸気弁のリフト量が非常に小さい場合に、吸気弁のリフト量および機関回転数に基づいて各気筒における筒内吸入ガス量を推定している。
【０００６】
【特許文献１】
特開２００２−２５６９３０号公報
【特許文献２】
特開２００２−１８０８９２号公報
【特許文献３】
特開２００１−４１０９５号公報
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、吸気弁のリフト量等から筒内吸入ガス量を推定する場合には、リフト量等と筒内吸入ガス量との関係を予めマップとして求めるか、またはこれらの関係をモデル化した計算式を用いる。ところが、吸気弁にデポジット等が付着したり、吸気弁をリフトさせる動弁機構が経年劣化したりすると、リフト量等と筒内吸入ガス量との関係がマップ化またはモデル化したこれらの関係から異なるものとなってしまう。したがって、例えば吸気弁にデポジット等が付着して実質的なリフト量が小さくなり、筒内吸入ガス量が減少していても、推定される筒内吸入ガス量はデポジット等の付着していないときの筒内吸入ガス量である。そしてこの場合、このような推定誤差を含んでいる筒内吸入ガス量に基づいて燃料噴射量が決定されてしまうため、吸気ガスの空燃比は最適な値となっておらず、結果的に燃焼の悪化や、排気エミッションの悪化を招いてしまう。
【０００８】
そこで、本発明の目的は、吸気弁へのデポジット付着等による筒内吸入ガス量の推定誤差の小さい内燃機関の制御装置を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するために、第１の発明では、リフト量可変な吸気弁と、該吸気弁へのリフト量指示値に基づいて筒内吸入ガス量を推定するメインガス量推定手段とを具備する内燃機関の制御装置において、吸気管通過空気流量を検出する検出装置と、該検出装置によって検出された吸気管通過空気流量に基づいて実際の筒内吸入ガス量を算出するサブガス量算出手段とをさらに具備し、吸気弁開弁中に吸気弁通過ガス流速がほぼ音速となるような運転期間中に上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量と上記サブガス量算出手段によって算出された実際の筒内吸入ガス量との差または比を算出し、上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量を上記算出された差または比に基づいて補正した補正筒内吸入ガス量に基づいて内燃機関を制御する。
第１の発明によれば、メインガス量推定手段がリフト量指示値に基づいて筒内吸入ガス量を推定するため、リフト量可変な吸気弁を用いても、すなわち可変動弁機構を用いても筒内吸入ガス量を推定することができる。さらに、メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量を、サブガス量算出手段によって吸気管通過空気量の検出装置から算出された実際の筒内吸入ガス量を利用して補正したものが補正筒内吸入ガス量とされるため、補正筒内吸入ガス量からはデポジットの付着等の影響が排除されている。したがって、上述したように算出される補正筒内吸入ガス量は、実際の筒内吸入ガス量とほぼ同一な値となっている。
なお、メインガス量推定手段とは、少なくともリフト量指示値を含む一つまたはそれ以上のパラメータに基づいてマップまたはモデル式によって筒内吸入ガス量を推定する手段を意味する。後述する実施形態では、筒内吸入ガス量モデル全体、または吸気弁モデルがメインガス量推定手段である。サブガス量算出手段とは、吸気管内通過空気量の検出装置、例えばエアフロメータによって検出された吸気管内通過空気量に基づいて筒内吸入ガス量を算出する手段を意味する。なお、エアフロメータの検出値からサブガス量算出手段によって算出される筒内吸入ガス量は特定の機関運転状態にあるときにのみ正確であり、このときには実際の筒内吸入ガス量を高い精度で算出することができる。
さらに、吸気弁開弁中に吸気弁通過ガス流速がほぼ音速になると、筒内吸入ガス量は吸気弁のリフト量に大きく依存する。したがって、吸気弁のリフト量の差異が筒内吸入ガス量に大きく反映される。第１の発明によれば、吸気弁開弁中に吸気弁通過ガス流速がほぼ音速になるような期間に推定された筒内吸入ガス量と実際の筒内吸入ガス量との差または比が算出されるため、算出された差または比は吸気弁のリフト量における誤差を正確に算出することができる。
【００１０】
第２の発明では、第１の発明において、上記補正筒内吸入ガス量は、上記吸気弁へのリフト量指示値ＶＬに基づいて上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量Ｍｃ_calと上記リフト量指示値に対する補正関数α（ＶＬ）とを乗算した値Ｍｃ_cal・α（ＶＬ）であり、上記補正関数α（ＶＬ）は、吸気弁のリフト量に対する基本補正関数をｆ（ＶＬ）、所定リフト量ＶＬ₀における上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量に対する上記サブガス量算出手段によって算出された実際の筒内吸入ガス量の比をα（ＶＬ₀）とすると、下記式（２）によって算出される。
【数２】

第２の発明によれば、リフト量指示値に応じて異なる補正関数の値が、メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量に乗算されて補正筒内吸入ガス量とされ、よって全てのリフト量範囲において補正筒内吸入ガス量を実際の筒内吸入ガス量に近い値とすることができる。
【００１１】
第３の発明によれば、上記課題を解決するために、リフト量可変な吸気弁と、該吸気弁へのリフト量指示値に基づいて筒内吸入ガス量を算出するメインガス量推定手段とを具備し、上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量に基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置において、吸気管通過空気流量を検出する検出装置と、該検出装置によって検出された吸気管通過空気流量に基づいて実際の筒内吸入ガス量を算出するサブガス量算出手段とをさらに具備し、吸気弁開弁中に吸気弁通過ガス流速がほぼ音速となるような運転期間中に上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量と上記サブガス量算出手段によって算出された筒内吸入ガス量との差または比を算出し、次回以降においては、該算出された差または比に基づいてリフト量指示値を補正した補正リフト量指示値に基づいて吸気弁をリフトさせると共に、上記メインガス量推定手段は補正前のリフト量指示値に基づいて筒内吸入ガス量を推定する。
第３の発明によれば、第一の発明と同様な理由で、リフト量可変な吸気弁を用いても筒内吸入ガス量を推定することができる。さらに、リフト量指示値を、サブガス量算出手段によって吸気管通過空気量の検出装置から算出された実際の筒内吸入ガス量を利用して補正したものが補正リフト量指示値とされ、このリフト量指示値に基づいて吸気弁がリフトされる。補正リフト量指示値に基づいて吸気弁をリフトすると、有効リフト量（デポジットの付着等の影響が除去された、すなわち実際の筒内吸入ガス量に影響を及ぼすリフト量）が補正前のＥＣＵによって決定されたリフト量指示値とほぼ同一になる。したがって、実際の筒内吸入ガス量は、補正前のリフト量指示値に基づいてメインガス量推定手段によって推定される筒内吸入ガス量とほぼ同一となる。第３の発明では、筒内吸入ガス量を補正前のリフト量指示値に基づいてメインガス量推定手段によって推定しているため、推定された筒内吸入ガス量と実際の筒内吸入ガス量とがほぼ同一となる。
【００１３】
【発明の実施の形態】
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に概略的に示した機関本体１は筒内噴射型火花点火式内燃機関を示す。しかしながら、本発明を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してもよい。
【００１４】
図１に示したように、本発明の第一の実施形態では機関本体１はシリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には各気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４内壁面周辺部には燃料噴射弁１１が配置される。またピストン３の頂面には燃料噴射弁１１の下方から点火プラグ１０の下方まで延びるキャビティ１２が形成されている。
【００１５】
各気筒の吸気ポート７は下流側吸気管１３を介してサージタンク１４に連結され、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。また、スロットル弁１８上流の上流側吸気管１５には、上流側吸気管１５を通過する空気（吸気）の流量を検出するためのエアフロメータ１９が配置される。一方、各気筒の排気ポート９は排気管２０に連結され、この排気管２０は排気浄化装置２１に連結される。
【００１６】
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。下流側吸気管１３には、吸気管内の吸気ガス（新気）の圧力を検出するための吸気管内圧力センサ４０が設けられており、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、この出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。
【００１７】
また、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４１と、内燃機関の周囲の大気の温度、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度センサ４２と、内燃機関の周囲の大気の圧力、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４３とが設けられ、これらセンサ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、アクセルペダル４４にはアクセルペダル４４の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４５が接続され、負荷センサ４５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。クランク角センサ４６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ではこのクランク角センサ４６の出力パルスから機関回転数が計算される。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、およびステップモータ１７に接続される。
【００１８】
次に、図２〜図５を参照して吸気弁６および排気弁８の動弁機構について説明する。図２に示したように、吸気弁６は、後述するリフト量変更機構５１とロッカーアーム５２とを介して吸気カム５３によってリフトされ、排気弁８はロッカーアーム５４を介して排気カム５５によってリフトされる。吸気カム５３は吸気カムシャフト５６に取付けられ、一方、排気カム５５は排気カムシャフト５７に取付けられる。なお、本実施形態では、リフト量変更機構５１が吸気弁６側のみに設けられているが、排気弁８側に設けられてもよいし、吸気弁６側および排気弁８側の両方に設けられてもよい。
【００１９】
図３および図４を参照して、本発明の可変動弁機構の一つであるリフト量変更機構５１について説明する。リフト量変更機構５１は、吸気弁６の開閉弁特性の一つであるリフト量および作用角を変更させることができる。なお、図３はリフト量変更機構５１の斜視図を示し、図４は可変動弁機構の制御装置の図である。また、リフト量変更機構５１は特開２００１−２６３０１５号公報に記載された仲介駆動機構と同様な機構を有し、以下では簡単に説明する。図３に示したリフト量変更機構５１は内燃機関の一つの気筒に対応する。リフト量変更機構５１は円筒形の入力部６１と、この入力部６１の軸線方向において入力部６１の一方の側に配置される円筒形の第一揺動カム６２と、入力部６１の軸線方向において入力部６１の上記一方の側とは反対側に配置される円筒形の第二揺動カム６３とを具備する。これら入力部６１、揺動カム６２、６３はその軸線を中心として軸線方向に延びる円筒状の貫通孔を有し、この貫通孔を支持パイプ６４が貫通する。入力部６１、揺動カム６２、６３はそれぞれ支持パイプ６４によって支持され、且つそれぞれ支持パイプ６４を中心に回動することができる。支持パイプ６４はシリンダブロック４に固定される。また、支持パイプ６４はその軸線を中心として軸線方向に延びる円筒状の貫通孔を有し、この貫通孔を制御シャフト６５が貫通する。制御シャフト６５は支持パイプ６４の貫通孔内で、支持パイプ６４の軸線方向に摺動可能である。
【００２０】
入力部６１の外周面からは入力部６１の径方向に向かってアーム６１ａ、６１ｂが延び、これらアーム６１ａ、６１ｂの先端の間にローラ６１ｃが配置される。ローラ６１ｃは、図２に示したように吸気カム５３のカム面５３ａに当接し、これにより入力部６１はカム面５３ａの形状に応じて支持パイプ６４周りで回動する。一方、揺動カム６２、６３の外周面からは揺動カム６２、６３の径方向に向かってノーズ６２ａ、６３ａが延び、これらノーズ６２ａ、６３ａはロッカーアーム５２に当接可能である。
【００２１】
さらに、入力部６１および揺動カム６２、６３と制御シャフト６５との間には制御機構（図示せず）が収容されている。この制御機構は、制御シャフト６５を支持パイプ６４に対して相対的に移動させると、入力部６１と揺動カム６２、６３とを互いに反対方向に回動させる。特に、本実施形態では、制御シャフト６５を支持パイプ６４に対して方向Ｄ₁に移動させると、入力部６１のローラ６１ｃと揺動カム６２、６３のノーズ６２ａ、６３ａとの間の相対角度が大きくなるように入力部６１と揺動カム６２、６３とが回動し、制御シャフト６５を支持パイプ６４に対して上記方向Ｄ₁とは反対向きの方向Ｄ₂に移動させると、入力部６１のローラ６１ｃと揺動カム６２、６３のノーズ６２ａ、６３ａとの間の相対角度が小さくなるように入力部６１と揺動カム６２、６３とが回動する。ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの相対角度が大きくなると、ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔が長くなり、逆にローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの相対角度が小さくなるとローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔が短くなる。
【００２２】
一方、図２からわかるように、吸気弁６が吸気カム５３によってリフトされる量はローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔によって変わる。すなわち、ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔が長くなると、ローラ６１ｃが吸気カム５３のカム山部５３ｂと当接するときに、ノーズ６２ａ、６３ａが吸気弁６をリフトする期間が長くなると共にリフトする量が多くなる。逆に、ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔が短くなると、ローラ６１ｃが吸気カム５３のカム山部５３ｂと当接するときに、ノーズ６２ａ、６３ａが吸気弁６をリフトする期間が短くなると共にリフトする量も少なくなる。すなわち、ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔が長くなると、吸気弁６のリフト量が大きくなると同時に吸気弁６の作用角も大きくなり、一方、ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔が短くなると、吸気弁６のリフト量が小さくなると同時に吸気弁６の作用角も小さくなる。
【００２３】
したがって、リフト量変更機構５１では、制御シャフト６５を第一方向Ｄ₁に移動させると、吸気弁６のリフト量が大きくなり、制御シャフト６５を第二方向Ｄ₂に移動させると吸気弁６のリフト量が小さくなる。
【００２４】
また、図４に示したように、制御シャフト６５の一方の端部には電動アクチュエータ６６が連結されている。この電動アクチュエータ６６はＥＣＵ３１に接続されている。制御シャフト６５の他方の端部近傍には、制御シャフト６５の軸線方向の位置を検出するための位置センサ６７が配置される。この位置センサ６７により制御シャフト６５の位置および制御シャフト６５の移動速度を検出することができる。
【００２５】
電動アクチュエータ６６はＥＣＵ３１からの制御パルス信号を入力し、この制御パルス信号に応じてバッテリ６８への接続がオンとオフの間で切り替えられ、これに応じて制御シャフト６５を移動させる。例えば、ＥＣＵ３１からの制御パルス信号がオンになると、電動アクチュエータ６６にバッテリ６８から電力が供給され、電動アクチュエータ６６は制御シャフト６５を図２の方向Ｄ₂に移動させ、ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔を短くさせる。また、ＥＣＵ３１からの制御パルス信号がオフになると、電動アクチュエータ６６へのバッテリ６８からの電力の供給が遮断され、電動アクチュエータ６６は制御シャフト６５を図２の方向Ｄ₁に移動させ、ローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔を長くさせる。ＥＣＵ３１は、上記制御パルス信号のオン・オフデューティ比（信号がオンになっている時間とオフになっている時間との合計に占める信号オン時間の割合。以下、デューティ比と称す）を変化させることによりローラ６１ｃとノーズ６２ａ、６３ａとの間隔を変化させる。
【００２６】
また、本発明の動弁機構は上述したリフト量変更機構のみならず、位相角変更機構をも具備する。位相角変更機構は、吸気弁６側および排気弁８側の両方に取付けられてもよいし、これらのうちのいずれか一方に取付けられてもよい。以下、図５を参照して本発明の可変動弁機構の一つである位相角変更機構について説明する。図中、７１は位相角変更機構、７２はオイルコンロールバルブ（油圧アクチュエータ。以下、ＯＣＶと称す）、７３は作動油ポンプである。
【００２７】
位相角変更機構７１は、いわゆるベーン式位相角変更機構であり、内燃機関のクランク軸（図示せず）からベルトにより回転駆動されるタイミングプーリ７５と、そのタイミングプーリ７５と一体になって回転駆動されるハウジング７６と、このハウジング７６内に回動可能に配置され、ハウジング７６内に進角油圧室７７と遅角油圧室７８とを区画形成する、カム軸に連結されたベーン体７９とを備えている。ベーン式位相角変更機構７１では、上記進角油圧室７７と遅角油圧室７８とに作動油を供給することにより、ハウジング７６とベーン体７９とを相対的に回動させてクランク軸とカム軸との回転位相を変化させて吸気弁６の開閉弁特性の一つである位相角を変更する。すなわち、進角油圧室７７に作動油を供給するとともに遅角油圧室７８から作動油を排出することにより、ベーン体７９をハウジング７６に対して位相角が進角する側に相対回動させ、遅角油圧室７８に作動油を供給し進角油圧室７７から作動油を排出することにより、ベーン体７９をハウジング７６に対して位相角が遅角する方向に相対回動させる。また、位相角を一定の位相角に維持する場合には進角油圧室７７と遅角油圧室７８との内部の作動油圧力を同じ圧力に制御することにより、ハウジング７６とベーン体７９との相対位置を一定に保持する。
【００２８】
このような各油圧室７７、７８内の作動油圧力の制御、すなわちこれら油圧室７７、７８への作動油の供給制御はＯＣＶ７２によって行われる。ＯＣＶ７２は、スプール８０を有するスプール弁であり、進角油圧室７７に通じる油圧ポート８０ａ、遅角油圧室７８へ通じる油圧ポート８０ｂ、機関出力軸に駆動される作動油ポンプ７３に接続されたポート８０ｃ及び２つのドレーンポート８０ｄ、８０ｅを備えている。ＯＣＶ７２のスプール８０はポート８０ａと８０ｂのうちの何れかをポート８０ｃに連通し、他方をドレーンポートに接続するように動作する。
【００２９】
すなわち、図５においてスプール８０が右方向に移動すると、進角油圧室７７に連通するポート８０ａはポート８０ｃを介して作動油ポンプ７３に接続され、ドレーンポート８０ｄは閉鎖される。また、この時同時に遅角油圧室７８に通じるポート８０ｂはドレーンポート８０ｅに連通する。このため、位相角変更機構７１の進角油圧室７７には、作動油ポンプ７３から作動油が流入し、進角油圧室７７内の油圧を上昇させてベーン体７９を図５の矢印Ｒ方向（進角方向）に押動する。また、この時遅角油圧室７８内の作動油はＯＣＶ７２のポート８０ｂを通りドレーンポート８０ｅから排出される。このため、ベーン体７９はハウジング７６に対して図５のＲ方向に回動する。
【００３０】
また、図５において逆にスプール８０が左方向に移動すると、ポート８０ｂはポート８０ｃに接続され、ポート８０ａはドレーンポート８０ｄに接続される。これにより、遅角油圧室７８には作動油が流入し、進角油圧室７７からは作動油が排出されるため、ベーン体７９はハウジング７６に対して図５の矢印Ｒとは逆の方向に回動する。
【００３１】
また、スプール８０が図５に示した中立位置にある時は、ポート８０ａ、８０ｂは両方とも閉鎖される。図５に８１で示すのは、スプール８０を駆動するリニアソレノイドアクチュエータである。リニアソレノイドアクチュエータ８１はＥＣＵ３１からの制御パルス信号を入力し、この制御パルス信号に応じてスプール８０を移動させることにより、ベーン体７９の位置、すなわち位相角を変更する。例えば、リニアソレノイドアクチュエータ８１はＥＣＵ３１からの制御パルス信号がオンになると、スプール８０を図５右方向に移動させ、進角油圧室７７に作動油を流入させる。また、リニアソレノイドアクチュエータ８１はＥＣＵ３１からの制御パルス信号がオフになると、スプール８０を図５左方向に移動させ、遅角油圧室７８に作動油を流入させる。ＥＣＵ３１は、デューティ比を変化させることにより油圧室７７と７８とに供給する油量を制御する。
【００３２】
ところで、内燃機関の制御装置では、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室５内に吸入されている吸気ガスの量（以下、「筒内吸入ガス量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内吸入ガス量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁によって内燃機関の燃焼室５（または吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内吸入ガス量Ｍｃを正確に推定する必要がある。
【００３３】
通常、筒内吸入ガス量Ｍｃは、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内吸入ガス量Ｍｃを推定する場合、推定される筒内吸入ガス量Ｍｃの値をより正確なものにするためには、必要なマップの数およびその引数の数が多くなる。このようにマップの数が多くなると、マップを保存するためのＥＣＵのＲＯＭを記憶容量の大きいものにしなければならず、内燃機関の制御装置の製造コストが高くなってしまう。さらに、各マップを作成するにはマップが用いられる内燃機関の形式毎に適合作業を行わなければならないが、この適合作業における測定点はマップの数およびその引数の数に応じて増大するため、マップの数およびその引数の数が多くなると適合作業の工数も増大してしまう。
【００３４】
そこで、マップを用いずに様々なモデルを用いて、数値計算により筒内吸入ガス量Ｍｃを算出する内燃機関の制御装置が検討されている。このような制御装置では、数値計算を多用することにより必要なマップの数を極力減らすようにしており、これにより適合作業を行う際の工数を大幅に削減しながらも、筒内吸入ガス量Ｍｃを正確に算出することができる。このような制御装置のうち本願出願人により提案されたものの一つに、図６に示した筒内吸入ガス量モデルＭ１０を搭載した制御装置がある。図示した筒内吸入ガス量モデルＭ１０は最も単純なモデルであり、以下この筒内吸入ガス量モデルＭ１０について説明する。
【００３５】
筒内吸入ガス量モデルＭ１０は、図６に示したようにスロットルモデルＭ１１、吸気管モデルＭ１２、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４１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４３によって検出された内燃機関周囲の大気圧（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｐａと、大気温度センサ４２によって検出された内燃機関周囲の大気温度（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の温度）Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ１２において算出された下流側吸気管１３内の圧力（吸気管内圧力）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ｍｔ」と称す）が算出される。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は、吸気管モデルＭ１２へ入力される。
【００３６】
吸気管モデルＭ１２には、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、以下で詳述する単位時間当たりに燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量（以下、「筒内吸入ガス流量ｍｃ」と称す。なお、筒内吸入ガス流量ｍｃの定義については、吸気弁モデルＭ１３において詳述する）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、下流側吸気管１３およびサージタンク１４内に存在する吸気ガスの圧力（以下、「吸気管内圧力Ｐｍ」と称す）と下流側吸気管１３およびサージタンク１４内に存在する吸気ガスの温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。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は共に吸気弁モデルＭ１３へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１１にも入力される。
【００３７】
吸気弁モデルＭ１３には、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａ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、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは、筒内吸入ガス量Ｍｃに変換され、この筒内吸入ガス量Ｍｃに基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気管モデルＭ１３において算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは吸気管モデルＭ１２に入力される。
【００３８】
図６から分かるように、筒内吸入ガス量モデルＭ１０では或るモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、筒内吸入ガス量モデルＭ１０全体では、実際に入力される値はスロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから筒内吸入ガス量Ｍｃが算出される。
【００３９】
次に、筒内吸入ガス量モデルＭ１０の各モデルＭ１１〜Ｍ１３について説明する。
スロットルモデルＭ１１では、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気管内圧力Ｐｍ、スロットル開度θｔから、下記式（３）に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（３）におけるμはスロットル弁における流量係数で、スロットル弁開度θｔの関数であり、よって図７に示したようなマップから定まる。また、Ａｔはスロットル弁の開口断面積を示し、スロットル弁開度θｔの関数であり、図８に示したようなマップから定まる。なお、これら流量係数μおよび開口断面積Ａｔをまとめたμ・Ａｔをスロットル弁開度θｔから一つのマップで求まるようにしてもよい。また、Ｒａは気体定数に関する定数であり、実際には気体定数を１mol当たりの気体（空気）の質量Ｍ_lmolで除算した値である。
【数３】

【００４０】
また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（４）に示した関数であり、この式（４）におけるκは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図９に示したようなグラフに表すことができるので、このようなグラフをマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、実際には式（４）を用いて計算するのではなくマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。
【数４】

【００４１】
これらスロットルモデルＭ１１の式（３）および式（４）は、スロットル弁１８上流の気体の圧力を大気圧Ｐａ、スロットル弁１８上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図１０に示したようなスロットル弁１８のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則および運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、およびマイヤーの関係式を利用することによって得られる。
【００４２】
吸気管モデルＭ１２では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、筒内吸入ガス流量ｍｃ、および大気温度Ｔａから、下記式（５）および式（６）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。なお、式（５）および式（６）におけるＶｍはスロットル弁１８から吸気弁６までの下流側吸気管１３等の部分（以下、「吸気管部分」と称す）の容積に等しい定数である。
【数５】

【００４３】
ここで、吸気管モデルＭ１２について図１１を参照して説明する。吸気管部分の総気体量（総吸気ガス量）をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、吸気管部分に流入する気体の流量、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する気体の流量、すなわち筒内吸入ガス流量ｍｃとの差に等しいため、質量保存則により下記式（７）が得られ、この式（７）および気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、式（５）が得られる。
【数６】

【００４４】
また、吸気管部分の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、吸気管部分に流入する気体のエネルギと吸気管部分から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、吸気管部分から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（８）が得られ、この式（８）および上記気体の状態方程式より、式（６）が得られる。
【数７】

【００４５】
吸気弁モデルＭ１３では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、および大気温度Ｔａから、下記式（９）に基づいて、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。なお、式（９）におけるａ、ｂは、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）および作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。
【数８】

【００４６】
上述した吸気弁モデルＭ１３について図１２を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に吸入されている吸気ガスの量である筒内吸入ガス量Ｍｃは、吸気弁６が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力は吸気弁上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、筒内吸入ガス量Ｍｃは、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。
【００４７】
ここで、単位時間当たりに吸気管部分から流出する全吸気ガスの量を平均化したもの、または単位時間当たりに吸気管部分から全ての燃焼室５に吸入される吸気ガスの量を一つの気筒の吸気行程に亘って（後述するように本実施形態ではクランク角１８０°分）平均化したものを筒内吸入ガス流量ｍｃ（以下で詳述する）とすると、筒内吸入ガス量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、筒内吸入ガス流量ｍｃも吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論および経験則に基づいて、上記式（９）が得られる。なお、式（９）における値ａは比例係数であり、機関回転数Ｎｅ、吸気弁６のリフト量指示値ＶＬ、吸気弁６の位相角指示値ＶＴをパラメータとした三次元マップから求まる。なお、この三次元マップは、予め実験的にまたは計算によって求められ、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存されている。値ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ₁₈₀ _°で除算したものと考えられる）である。また、実際の運転では過渡時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論および経験則に基づいて導かれたＴａ／Ｔｍが乗算されている。
【００４８】
ここで、筒内吸入ガス流量ｍｃについて、図１３を参照して内燃機関が４気筒である場合について説明する。なお、図１３は横軸がクランクシャフトの回転角度、縦軸が単位時間当たりに吸気管部分から燃焼室５に実際に流入する吸気ガスの流量である。図１３に示したように、４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じて吸気管部分から各気筒の燃焼室５内へ吸気ガスが流入する。例えば、吸気管部分から各気筒の燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量の変位は図１３に破線で示した通りであり、これを総合して下流側吸気管１３から全気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの流量は図１３に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への筒内吸入ガス量Ｍｃは図１３に斜線で示した通りである。
【００４９】
これに対して、実線で示した吸気管から全ての気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの量を平均化したものが筒内吸入ガス流量ｍｃであり、図中に一点鎖線で示す。そして、この一点鎖線で示した筒内吸入ガス流量ｍｃに、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ₁₈₀ _°を乗算したものが筒内吸入ガス量Ｍｃとなる。したがって、吸気弁モデルＭ１３で算出された筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ₁₈₀ _°を乗算することで、筒内吸入ガス量Ｍｃが算出される（Ｍｃ＝ｍｃ・ΔＴ₁₈₀ _°）。より詳細には、筒内吸入ガス量Ｍｃが吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ₁₈₀ _°を乗算したものが筒内吸入ガス量Ｍｃとされる。
【００５０】
次に、上記筒内吸入ガス量モデルＭ１０を内燃機関の制御装置に実装して、実際に筒内吸入ガス量Ｍｃを算出する場合について説明する。筒内吸入ガス量Ｍｃは筒内吸入ガス量モデル１０を用いて、上記式（３）、式（５）、式（６）、および式（９）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１で処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔Δｔを用いて式（３）、式（５）、式（６）、および式（９）を離散化すると、それぞれ下記式（１０）、式（１１）、式（１２）、および式（１３）が得られる。なお、吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）は、式（１１）および式（１２）によってそれぞれ算出されたＰｍ／Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）およびＰｍ（ｔ＋Δｔ）から、式（１４）によって算出される。
【数９】

【００５１】
このようにして実装された筒内吸入ガス量モデルＭ１０では、スロットルモデルＭ１１の式（１０）で算出された時刻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の式（１３）で算出された時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ）とが、吸気管モデルＭ１２の式（１１）および式（１２）に代入され、これにより時刻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。次いで、算出されたＰｍ（ｔ＋Δｔ）およびＴｍ（ｔ＋Δｔ）は、スロットルモデルＭ１１および吸気弁モデルＭ１３の式（１０）および式（１３）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）および筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、このような計算を繰り返すことによって、スロットル弁開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａから、任意の時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃが算出され、算出された筒内吸入ガス流量ｍｃに上記時間ΔＴ₁₈₀ _°を乗算することで、任意の時刻ｔにおける筒内吸入ガス量Ｍｃが算出される。
【００５２】
なお、内燃機関の始動時には、すなわち時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧と等しい（Ｐｍ（０）＝Ｐａ）とされ、吸気管内温度Ｔｍは大気温度と等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされて、各モデルＭ１１〜Ｍ１３における計算が開始される。
【００５３】
なお、上記筒内吸入ガス量モデルＭ１０では、大気温度Ｔａおよび大気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための大気温度センサによって時刻ｔにおいて検出された値を大気温度Ｔａ（ｔ）、大気圧を検出するための大気圧センサによって時刻ｔにおいて検出された値を大気圧Ｐａ（ｔ）として上記式（１０）、式（１２）、および式（１３）に代入するようにしてもよい。
【００５４】
ところで、上述したように、吸気弁モデルＭ１３においては、比例係数ａが機関回転数Ｎｅ、吸気弁６のリフト量指示値ＶＬ、吸気弁６の位相角指示値ＶＴをパラメータとした三次元マップから算出される。ここで、リフト量指示値ＶＬはＥＣＵ３１からリフト量変更機構５１への指令値であり、位相角指示値ＶＴはＥＣＵ３１から位相角変更機構７１への指令値である。リフト量変更機構５１は上記リフト量指示値ＶＬとなるように吸気弁６のリフト量を変更させ、位相角変更機構７１は上記位相角指示値ＶＴとなるように吸気弁６の位相角を変更させる。
【００５５】
ところが、吸気弁６の弁体および吸気弁６の弁体近傍の吸気ポート等に、デポジット（特に、カーボン）が付着すること等により、吸気弁６開弁時の開口面積が変化してしまう。すなわち、デポジットの付着等により、吸気弁６の実際のリフト量に対して、気筒内に吸入される筒内吸入ガス量に寄与するリフト量（以下、「有効リフト量」と称す）が異なった値となってしまう。ここで、有効リフト量とは、デポジットの付着等により吸気弁６の開口面積が減少した場合において、デポジットの付着等が無い場合に上記減少した開口面積と同等の開口面積となるようなリフト量を意味する。
【００５６】
このように、吸気弁６の実際のリフト量と有効リフト量とが異なっている場合、すなわち吸気弁６へのリフト量指示値と有効リフト量とが異なっている場合、当然、吸気弁モデルＭ１３によって算出される筒内吸入ガス量も実際の筒内吸入ガス量と異なる量となってしまう。つまり、デポジットの付着等が起きていない場合には、実際のリフト量と有効リフト量とはほぼ同一であるため、吸気弁６の実際のリフト量に応じた筒内吸入ガス量の吸気ガスが気筒内へと吸入される。これに対して、デポジットの付着等が起きている場合には、実際のリフト量よりも有効リフト量の方が小さく、また、吸気弁６の有効リフト量に応じた筒内吸入ガス量の吸気ガスが気筒内へと吸入されるため、吸気弁６の実際のリフト量に応じた筒内吸入ガス量よりも少ない量の吸気ガスが気筒内へ吸入される。
【００５７】
したがって、デポジットの付着等が起きている場合には、リフト量指示値に応じた筒内吸入ガス量の吸気ガスが気筒内へ吸入されるのに対して、デポジットの付着等が起きている場合には、リフト量指示値に応じた筒内吸入ガス量よりも少ない量の吸気ガスが気筒内へ吸入される。ところが、上述したように吸気弁モデルＭ１３ではリフト量指示値ＶＬに基づいて筒内吸入ガス量Ｍｃを推定するため、筒内吸入ガス量Ｍｃは常にデポジットの付着等が起きていない場合の値となっており、デポジットの付着等が起きた場合には実際の筒内吸入ガス量と異なった値となってしまう。したがって、上述したような筒内吸入ガス量モデルＭ１０によれば、デポジット等の付着が起きると、吸気弁モデルＭ１３によって推定された筒内吸入ガス量（以下、「筒内吸入ガス量推定値」と称す）と実際の筒内吸入ガス量とが一致しない可能性が高い。この場合、燃料噴射量は実際の筒内吸入ガス量とは異なる値に基づいて算出されてしまうので、吸気ガスの空燃比を目標空燃比にすることができず、各気筒内での燃焼状態を最適に維持することができない。
【００５８】
ここで、デポジットの付着等が起きた場合における実際の筒内吸入ガス量に対する筒内吸入ガス量推定値の誤差の割合（以下、「筒内吸入ガス量推定値の誤差率」と称す）、すなわち筒内吸入ガス量推定値と実際の筒内吸入ガス量との差を実際の筒内吸入ガス量で除算した値は、吸気弁６のリフト量に応じて異なる。以下、このことについて説明する。ここで、デポジットの付着等により吸気弁６の実際のリフト量と有効リフト量とが異なる場合を図１４に示す。図中、破線は吸気弁６の実際のリフト量を示しており、実線は吸気弁６の有効リフト量を示している。図１４から分かるように、吸気弁６が標準的なリフトを行っている場合には実際のリフト量に対する実際のリフト量と有効リフト量との差の比率が非常に小さいため、デポジットの付着等が起きている場合でも筒内吸入ガス量推定値の誤差率は小さい。一方、吸気弁が小リフトを行っている場合には実際のリフト量に対する実際のリフト量と有効リフト量との差の比率が大きいため、デポジットの付着等が起きている場合には筒内吸入ガス量推定値の誤差率は大きい。
【００５９】
図１５は、デポジットの付着等が起きた場合における吸気弁６のリフト量と筒内吸入ガス量の誤差率との関係を示す。この図から、上述したようにリフト量が小さいときには筒内吸入ガス量の誤差率が大きく、リフト量が大きくなるにつれて筒内吸入ガス量の誤差率が小さくなることが分かる。
【００６０】
そこで、本発明の第一実施形態における内燃機関の制御装置によれば、筒内吸入ガス量推定値と実際の筒内吸入ガス量との誤差を無くすように、筒内吸入ガス量推定値を補正する筒内吸入ガス量推定値の補正制御を行う。以下、本発明の筒内吸入ガス量推定値の補正制御について説明する。
【００６１】
筒内吸入ガス量推定値の補正制御では、まず、補正関数算出制御によりリフト量指示値ＶＬに対する補正関数α（ＶＬ）が算出される。この補正関数は、任意のリフト量指示値ＶＬにおける筒内吸入ガス量の誤差を補償するための関数である。すなわち、リフト量指示値ＶＬに対する補正関数α（ＶＬ）は、このリフト量指示値ＶＬに基づいて上記吸気弁モデルＭ１３によって算出された筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに補正関数α（ＶＬ）を乗算した補正筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calm（＝α（ＶＬ）・Ｍｃ_cal）が、実際の筒内吸入ガス量となるような関数とされる。
【００６２】
ここで、図１５に示したリフト量と筒内吸入ガス量の誤差率との関係から、吸気弁６の弁体や吸気弁６の弁体近傍の吸気ポートにおけるデポジットの付着等が起こった場合には、筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに対する実際の筒内吸入ガス量Ｍｃ_AFMの比率（以下、「ガス量比率」と称す）Ｍｃ_AFM／Ｍｃ_calと、リフト量との間には一定の関係があることが分かる。すなわち、図１６にｆ（ＶＬ）およびα（ＶＬ）で示したように、リフト量が小さいときにはガス量比率が１よりもかなり小さく、そこからリフト量が大きくなるに従ってガス量比率は１に近づく。このような傾向は、デポジットの付着量等が如何なる量であっても同様に表れる。すなわち、或るデポジットの付着量におけるガス量比率を１から減算した値と、別のデポジットの付着量におけるガス量比率を１から減算した値との比は、どのリフト量であっても常にほぼ同一の比率である。
【００６３】
そこで、本発明の第一実施形態によれば、デポジットの付着量が或る一定量であるときにおける任意のリフト量ＶＬに対するガス量比率を基準ガス量比率ｆ（ＶＬ）として予め実験的に、または計算によって求める（図１６参照）。そして、使用時には、比較的小さいリフト量ＶＬ₀である場合におけるガス量比率Ｍｃ_AFM／Ｍｃ_cal、すなわち、このリフト量ＶＬ₀における補正関数α（ＶＬ₀）を検出する。この時、このリフト量ＶＬ₀における実際の筒内吸入ガス量Ｍｃ_AFMは、上流側吸気管１５等内を通過する空気の流量を検出するエアフロメータ１９によって検出される吸気管通過空気流量に基づいて算出される。
【００６４】
上述したように、或るリフト量におけるガス量比率を１から減算した値同士の比は、他のリフト量におけるガス量比率を１から減算した値同士の比と常にほぼ同一である。すなわち、検出が行われたリフト量ＶＬ₀における補正関数α（ＶＬ₀）を１から減算した値とこのリフト量ＶＬ₀における基準ガス量比率ｆ（ＶＬ₀）を１から減算した値との比は、任意のリフト量ＶＬにおける補正関数α（ＶＬ）を１から減算した値とこの任意のリフト量ＶＬにおける基準ガス量比率ｆ（ＶＬ）を１から減算した値との比に等しい。このため、下記式（１５）が成り立ち、この式（１５）を変形することで、任意のリフト量ＶＬにおける補正関数α（ＶＬ）の式（１６）が算出される。
【数１０】

【００６５】
なお、上述したリフト量ＶＬ₀である場合におけるガス量比率の検出は、筒内吸入ガス量が吸気弁のリフト量に大きくするような運転状態（以下、「リフト量依存運転状態」と称す）にある期間に行われる。リフト量依存運転状態とは、例えば、吸気弁開弁中に吸気弁通過ガス流速が音速または音速に近い速度に達するような運転状態を意味し、機関回転数や吸気弁のリフト量指示値等から判断される。これは、吸気弁通過空気流速が音速に達する条件である場合、吸気管内圧力等が若干変動しても吸気弁通過空気流速はほぼ一定のままであり、筒内吸入ガス量が影響を受けにくいことによる。
【００６６】
あるいは、リフト量依存運転状態とは、機関運転状態が定常状態であって、リフト量指示値が所定リフト量以下である運転状態を意味し、機関回転数や機関負荷、リフト量指示値から判断される。ここで、本明細書において、「定常状態」とは、負荷センサ４５からの出力、すなわち目標トルクおよび機関回転数がほとんど変化しない機関運転状態であって、過渡状態ではない運転状態を意味する。また、「過渡状態」とは、目標トルクまたは機関回転数の少なくともいずれか一方が変化する機関運転状態を意味する。
【００６７】
機関運転状態が定常状態にあるときには、吸気弁のリフト量やその他筒内吸入ガス量に影響を及ぼす運転パラメータがほとんど変化しない。したがって、定常状態にある間の平均をとることにより、センサ等の検出誤差を補償することができる。また、例えばリフト量指示値が大きくて筒内吸入ガス量が主に吸気管内圧力に応じて定まるような機関運転状態にあるときには、筒内吸入ガス量がリフト量に応じて定まらないので、上記ガス量比率の検出を禁止するのが好ましい。よって、上記ガス量比率の検出は、リフト量指示値が小さいときに行われるのが好ましい。また、リフト量が小さいほどガス量比率を１から減算した値が大きくなるため、補正関数α（ＶＬ）の算出誤差を小さくすることができるという観点からも、ガス量比率の検出はリフト量指示値が小さいときに行われるのが好ましい。なお、所定リフト量とは、筒内吸入ガス量が主に吸気弁のリフト量に応じて定まるようなリフト量の最大値であり、機関回転数等に応じて変化する。
【００６８】
また、上記実施形態では、リフト量と筒内吸入ガス量との関係のずれを補償しているが、この関係のみではなく、例えば位相角と筒内吸入ガス量との関係のずれを補償するようにしてもよい。
【００６９】
次に、図１７のフローチャートを参照して補正関数算出制御の制御ルーチンについて説明する。まず、ステップ１０１において、内燃機関のクランク角センサ４６から機関回転数Ｎｅ、ＥＣＵ３１から吸気弁６へのリフト量指示値ＶＬが取得される。次いで、ステップ１０２において、機関運転状態が補正関数算出条件を満たす運転状態にあるか否かが判定される。補正関数算出条件を満たす運転状態とは、例えば、機関運転状態がリフト量依存運転状態にある場合、または機関運転状態が定常状態にあり且つリフト量指示値ＶＬが所定値以下である場合をいう。なお、この所定値とは、例えば、図１６に示した基準ガス量比率ｆ（ＶＬ）の曲線が１から大きく離れ始めるときのリフト量である。ステップ１０２において、機関運転状態が補正関数算出条件を満たす運転状態に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。
【００７０】
一方、ステップ１０２において、機関運転状態が補正関数算出条件を満たす運転状態にあると判定された場合には、ステップ１０３へと進む。ステップ１０３では、リフト量指示値ＶＬ₀に基づいて吸気弁モデルＭ１３から筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calが推定される。次いで、ステップ１０４では、エアフロメータ１９の出力に基づいて上記リフト量指示値ＶＬにおける実際の筒内吸入ガス量Ｍｃ_AFMが算出される。そして、ステップ１０５では、ステップ１０３において算出されたリフト量指示値ＶＬ₀における筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calと、ステップ１０４において算出されたリフト量指示値ＶＬ₀における実際の筒内吸入ガス量Ｍｃ_AFMとから、このリフト量指示値ＶＬ₀における補正関数αの値α（ＶＬ₀）が算出される（α（ＶＬ₀）←Ｍｃ_AFM／Ｍｃ_cal）。次いで、ステップ１０６では、或るリフト量指示値ＶＬ₀およびこのリフト量指示値ＶＬ₀における補正関数α（ＶＬ₀）から、上記式（１６）に基づいて任意のリフト量指示値ＶＬにおける補正関数α（ＶＬ）が算出され、制御ルーチンが終了せしめられる。
【００７１】
そして、本発明の筒内吸入ガス量推定値の補正制御では、上述した補正関数算出制御において算出された補正関数α（ＶＬ）を利用して以下のように筒内吸入ガス量推定値を補正する。すなわち、上記吸気弁モデルＭ１３によって推定された筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに、この筒内吸入ガス量推定値算出時に利用したリフト量指示値ＶＬに対する補正関数α（ＶＬ）を乗算する。このようにして算出された補正筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calm（＝α（ＶＬ）・Ｍｃ_cal）とすると、この補正筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calmに基づいて目標空燃比となるように燃料噴射量が決定される。
【００７２】
このように算出された補正筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calmは、筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに最適な補正が行われているため、実際の筒内吸入ガス量とほぼ同一となる。したがって、この補正筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calmに基づいて目標空燃比となるように燃料噴射量を算出すれば、吸気ガスの空燃比を常に目標空燃比近傍に維持することができ、よって機関運転状態を常に最適な状態に維持することができる。
【００７３】
また、上記吸気弁モデルＭ１３では筒内吸入ガス流量ｍｃが算出され、算出された筒内吸入ガス流量ｍｃの値が吸気管モデルＭ１２において利用される。この筒内吸入ガス流量ｍｃも各気筒におけるデポジットの付着等の影響が考慮されておらず、デポジットの付着等が起きた場合にはその補正が必要である。したがって、吸気弁モデルＭ１３において算出された筒内吸入ガス量ｍｃに上記補正関数α（ＶＬ）を乗算した値を吸気管モデルＭ１２のモデル式に代入するのが好ましい。ただし、補正関数α（ＶＬ）は、各気筒毎に定まる値であるのに対して、筒内吸入ガス流量ｍｃは全ての気筒における平均値であるため、このことを考慮して値を算出する必要がある。したがって、例えば、内燃機関が４気筒である場合、１番気筒から４番気筒までの補正関数をそれぞれα₁からα₄とすると、式（１７）のように算出されたｍｃ’を吸気管モデルＭ１２のモデル式に代入する必要がある。
【数１１】

【００７４】
次に、図１８を参照して本発明の筒内吸入ガス量推定値の補正制御の制御ルーチンについて説明する。まず、ステップ１２１では、クランク角センサ４６から機関回転数Ｎｅが、ＥＣＵ３１から吸気弁６のリフト量指示値ＶＬおよび位相角指示値ＶＴが取得される。次いで、ステップ１２２では、リフト量指示値ＶＬ等に基づいて吸気弁モデルＭ１３の式（９）から筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calが算出される。ステップ１２３では、ステップ１２２において取得されたリフト量指示値ＶＬを上述した補正関数算出制御によって算出された補正係数に代入することで、このときのリフト量指示値ＶＬに対する補正関数α（ＶＬ）が算出される。次いで、ステップ１２４では、ステップ１２２で算出された筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに、ステップ１２３で算出された補正関数α（ＶＬ）を乗算することにより、補正筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calmが算出され（Ｍｃ_calm←α（ＶＬ）・Ｍｃ_cal）、制御ルーチンが終了せしめられる。そして、このようにして算出された補正筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calmに基づいて、各気筒内へ吸入される吸気ガスの空燃比が目標空燃比ＡＦｔとなるように燃料噴射量ＴＡＵが算出される（ＴＡＵ←Ｍｃ_calm／ＡＦt）。こうして各気筒燃料噴射量ＴＡＵが決定され、燃料噴射弁１１から算出された燃料噴射量ＴＡＵの燃料が噴射される。
【００７５】
なお、上記実施形態では、吸気弁モデルＭ１３によって算出された筒内吸入ガス量推定値を補正しているが、リフト量指示値に基づいて吸気弁６をリフトさせつつ、吸気弁モデルＭ１３において比例係数ａを算出する際のパラメータであるリフト量指示値を補正してもよい。
【００７６】
次に、本発明の第二実施形態について説明する。基本的に第二実施形態の内燃機関の制御装置の構成は、第一実施形態の内燃機関の構成と同様である。ただし、第二実施形態では、第一実施形態の制御とは異なる制御が行われる。すなわち、第一実施形態では、筒内吸入ガス量推定値と実際の筒内吸入ガス量とが異なる場合に筒内吸入ガス量推定値を補正する制御が行われているが、第二実施形態では筒内吸入ガス量推定値を補正せずに、実際の筒内吸入ガス量が筒内吸入ガス量推定値とほぼ同一となるように吸気弁のリフト量を補正し、筒内吸入ガス量推定値に基づいて燃料噴射量を算出する噴射量算出制御が行われる。以下、第二実施形態におけるリフト量補正制御について説明する。
【００７７】
図１４を用いて説明したように、吸気弁６の弁体または吸気弁６の弁体近傍の吸気ポートにデポジットが付着等した場合には、リフト量指示値に対する有効リフト量が小さくなってしまう。そこで、第二実施形態のリフト量補正制御では、リフト量指示値を補正して補正リフト量指示値とし、この補正リフト量指示値となるように吸気弁６をリフトさせる。ここで、補正リフト量指示値は、補正リフト量指示値となるように吸気弁６をリフトさせた場合の有効リフト量が、リフト量指示値とほぼ同一となるような値とされる。
【００７８】
一方、補正していないリフト量指示値を用いて吸気弁モデルＭ１３により筒内吸入ガス量推定値を推定する。このとき、上述したように有効リフト量がリフト量指示値とほぼ同一となっているため、筒内吸入ガス量推定値は実際の筒内吸入ガス量とほぼ同一となる。したがって、このように推定された筒内吸入ガス量推定値に基づいて吸気ガスの空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射量を算出すれば、実際の吸気ガスの空燃比がほぼ目標空燃比と一致し、機関運転状態を最適に維持することができる。
【００７９】
そこで、本実施形態の噴射量算出制御では、まず、リフト補正量βが算出される。このリフト補正量βは、デポジットの付着等により小さくなる吸気弁６のリフト量に相当する。すなわち、リフト補正量βは、リフト量指示値ＶＬからリフト補正量βを減算したリフト量（ＶＬ−β）が有効リフト量となるようなリフト量とされる。
【００８０】
ここで、デポジットの付着等により小さくなる吸気弁６のリフト量、すなわちリフト補正量βと、ガス量比率（筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに対する実際の筒内吸入ガス量Ｍｃ_AFMの比率）との間には、図１９に示したように一定の関係がある。なお、図１９はガス量比率とリフト補正量βとの関係を示した図であり、ガス量比率を検出したときの吸気弁のリフト量が異なる三つの場合が記載されている。ここで、ＶＬ₁は吸気弁のリフト量が最も大きい場合であり、ＶＬ₃は吸気弁のリフト量が最も小さい場合である。
【００８１】
そこで、図１９に示したようなグラフを全てのリフト量において予め実験的または計算によって求め、マップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。そして、使用時には、任意のリフト量である場合におけるガス量比率Ｍｃ_AFM／Ｍｃ_calを検出する。この時、実際の筒内吸入ガス量Ｍｃ_AFMはエアフロメータ１９によって検出された値であり、筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calはＥＣＵ３１からのリフト量指令値に基づいて吸気弁モデル１３によって算出された値である。そして、ガス量比率と、このガス量比率検出時のリフト量とに基づいて図１９に示したマップからリフト補正量βを算出することができる。
【００８２】
次に、図２０のフローチャートを参照してリフト補正量算出制御の制御ルーチンについて説明する。ステップ１４１〜ステップ１４４は、図１７のステップ１０１〜ステップ１０４と同様であるため説明を省略する。ステップ１４５では、ステップ１４３およびステップ１４４において検出および算出された値に基づいてガス量比率Ｍｃ_AFM／Ｍｃ_calが算出され、算出されたガス量比率Ｍｃ_AFM／Ｍｃ_calとステップ１４１で取得したリフト量指示値とに基づいて図１９に示したマップからリフト補正量βが算出される。
【００８３】
そして、本実施形態の噴射量算出制御では、上述したリフト補正量βがリフト量指示値ＶＬに加算され、その値が補正リフト量指示値ＶＬ’とされる（ＶＬ’←ＶＬ＋β）。したがって、この補正リフト量指示値ＶＬ’がリフト量変更機構５１に送信され、この補正リフト量指示値ＶＬ’となるように吸気弁６がリフトされる。リフト補正量βはデポジットの付着等により小さくなる吸気弁６のリフト量に相当するため、このときの有効リフト量は補正前のリフト量指示値ＶＬとほぼ同一である。したがって、実際の筒内吸入ガス量は、補正前のリフト量指示値ＶＬに対応した量である。ここで、筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calは、補正前のリフト量指示値ＶＬに基づいて吸気弁モデルＭ１３を利用して算出される。したがって、筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calは、実際の筒内吸入ガス量とほぼ同一となる。よって、この筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに基づいて吸気ガスの空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射量ＴＡＵを算出することにより、吸気ガスの実際の空燃比をほぼ目標空燃比とすることができ、機関運転状態を最適に維持することができる。
【００８４】
次に図２１を参照して本実施形態の噴射量算出制御の制御ルーチンについて説明する。まず、ステップ１６１では、クランク角センサ４６から機関回転数Ｎｅが、ＥＣＵ３１から吸気弁６のリフト量指示値ＶＬおよび位相角指示値ＶＴが取得される。次いで、ステップ１６２では、リフト量指示値ＶＬに、図２０に示したリフト補正量算出制御によって算出されたβを加算することで、補正リフト量指示値ＶＬ’を算出する（ＶＬ’←ＶＬ＋β）。ステップ１６３では、補正リフト指示値ＶＬ’に基づいて吸気弁６がリフトされる。次いで、ステップ１６４では、補正されていないリフト量指示値ＶＬに基づいて吸気弁モデルＭ１３によって筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calが推定される。ステップ１６５においては、ステップ１６４で算出された筒内吸入ガス量推定値Ｍｃ_calに基づいて吸気ガスの空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射量ＴＡＵが算出され、制御ルーチンが終了せしめられる。
【００８５】
なお、上記実施形態では、全てのリフト量について図１９に示したようなマップを求めているが、特定のリフト量についてのみのマップを求め、その特定のリフト量となったときにリフト補正量を算出するようにしてもよい。
【００８６】
なお、上記実施形態では、リフト量指示値ＶＬから吸気弁モデルＭ１３を介して筒内吸入ガス量推定値を推定しているが、吸気弁モデルＭ１３に限らず他のモデルを用いてもよく、またモデルでなく単にマップ等を用いてもよい。
【００８７】
なお、本明細書において、吸気弁６のリフト量とは、吸気弁６が最もリフトされたときに吸気弁６がリフトされている量を意味する。また、吸気弁６の作用角とは、吸気弁６が開いている期間にクランクシャフトの回転する角度を意味するものであり、吸気弁６の開弁期間とほぼ同義である。また、さらに、吸気弁６の位相角とは吸気弁６が最も開いているときのクランクシャフトの回転位相を意味するものであり、開弁時期、バルブタイミングとほぼ同義である。
【００８８】
【発明の効果】
第１および第２の発明によれば、補正筒内吸入ガス量は、吸気弁等へのデポジット付着等の影響が排除されて実際の筒内吸入ガス量とほぼ同一な値となっており、よって吸気弁等へのデポジット付着等による推定誤差の小さい筒内吸入ガス量が推定される。
【００８９】
第３の発明によれば、吸気弁等へのデポジット付着等の影響を考慮した補正リフト量指示値に基づいて吸気弁をリフトさせることで、推定された筒内吸入ガス量と実際の筒内吸入ガス量とがほぼ同一となっており、よって吸気弁等へのデポジット付着等による推定誤差の小さい筒内吸入ガス量が推定される。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の制御装置を備えた内燃機関全体の図を示す。
【図２】内燃機関の一部の拡大図である。
【図３】作用角変更機構を示す図である。
【図４】作用角変更機構の制御装置の図である。
【図５】位相角変更機構を示す図である。
【図６】本発明で用いられる吸入ガス量モデルを示す図である。
【図７】スロットル弁開度と流量係数との関係を示す図である。
【図８】スロットル弁開度と開口断面積との関係を示す図である。
【図９】関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。
【図１０】スロットルモデルの基本概念を示す図である。
【図１１】吸気管モデルの基本概念を示す図である。
【図１２】吸気弁モデルの基本概念を示す図である。
【図１３】筒内充填ガス量および筒内吸気ガス量の定義に関する図である。
【図１４】デポジットの付着等の有無によるリフト量の違いを示す図である。
【図１５】リフト量と吸入ガス量誤差率との関係を示す図である。
【図１６】リフト量とガス量比率との関係を示す図である。
【図１７】補正関数算出制御のフローチャートである。
【図１８】筒内吸入ガス量推定値の補正制御のフローチャートである。
【図１９】ガス量比率とリフト補正量との関係を示した図である。
【図２０】リフト補正量算出制御のフローチャートである。
【図２１】噴射量算出制御のフローチャートである。
【符号の説明】
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…下流側吸気管
１４…サージタンク
１５…上流側吸気管
１８…スロットル弁
５１…リフト量変更機構
７１…位相角変更機構

Claims

リフト量可変な吸気弁と、該吸気弁へのリフト量指示値に基づいて筒内吸入ガス量を推定するメインガス量推定手段とを具備する内燃機関の制御装置において、
吸気管通過空気流量を検出する検出装置と、該検出装置によって検出された吸気管通過空気流量に基づいて実際の筒内吸入ガス量を算出するサブガス量算出手段とをさらに具備し、吸気弁開弁中に吸気弁通過ガス流速がほぼ音速となるような運転期間中に上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量と上記サブガス量算出手段によって算出された実際の筒内吸入ガス量との差または比を算出し、上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量を上記算出された差または比に基づいて補正した補正筒内吸入ガス量に基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置。
上記補正筒内吸入ガス量は、上記吸気弁へのリフト量指示値ＶＬに基づいて上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量Ｍｃ_calと上記リフト量指示値に対する補正関数α（ＶＬ）とを乗算した値Ｍｃ_cal・α（ＶＬ）であり、上記補正関数α（ＶＬ）は、吸気弁のリフト量に対する基本補正関数をｆ（ＶＬ）、所定リフト量ＶＬ₀における上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量に対する上記サブガス量算出手段によって算出された実際の筒内吸入ガス量の比をα（ＶＬ₀）とすると、下記式（１）によって算出される請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
リフト量可変な吸気弁と、該吸気弁へのリフト量指示値に基づいて筒内吸入ガス量を算出するメインガス量推定手段とを具備し、上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量に基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置において、
吸気管通過空気流量を検出する検出装置と、該検出装置によって検出された吸気管通過空気流量に基づいて実際の筒内吸入ガス量を算出するサブガス量算出手段とをさらに具備し、吸気弁開弁中に吸気弁通過ガス流速がほぼ音速となるような運転期間中に上記メインガス量推定手段によって推定された筒内吸入ガス量と上記サブガス量算出手段によって算出された筒内吸入ガス量との差または比を算出し、次回以降においては、該算出された差または比に基づいてリフト量指示値を補正した補正リフト量指示値に基づいて吸気弁をリフトさせると共に、上記メインガス量推定手段は補正前のリフト量指示値に基づいて筒内吸入ガス量を推定する内燃機関の制御装置。