JP4655983B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

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８−４９５８１号公報 特開２００３−２６２１７４号公報 特開２００４−３４６９１２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、上記従来の技術は、機関停止後、再始動時に吸気弁温度を推定することは想定していない。機関を再始動した後、吸気弁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。従って、機関の再始動時に吸気弁温度を推定することは非常に重要である。

特に、機関停止時においては、内燃機関が備える気筒のうち、一部の気筒では吸気弁が開いた状態で機関が停止し、残りの気筒では吸気弁が閉じた状態で機関が停止する。このとき、吸気弁が閉弁している気筒では、吸気弁の傘部の外縁がシリンダヘッドに設けられた弁座と接触しており、吸気弁の熱は弁座との接触部を介して放熱される。より詳細には、シリンダヘッドは冷却水によって冷却されており、一方、機関停止直後の吸気弁温度は冷却水温よりも１００℃程度高いため、弁座との接触部から吸気弁の熱が奪われ、吸気弁温度は比較的短い時間で低下する。一方、吸気弁が開弁している気筒では、吸気弁と弁座は接触しないため、吸気弁の熱が弁座から奪われることは無く、吸気弁の温度は緩やかに低下する。

従って、機関停止中において、閉弁している吸気弁の温度は、開弁している吸気弁の温度よりも早く低下する。そして、機関停止後、全ての気筒の吸気弁温度が冷却水温と同等の温度に低下する以前に機関の再始動が行われると、停止中に閉弁していた吸気弁と開弁していた吸気弁との間で温度差が生じている状態で機関が始動する。

インジェクタから噴射された燃料は、吸気弁の熱を受けて気化した後、筒内に吸入される。従って、吸気弁の温度が高い気筒ほど燃料が気化する割合が高くなり、筒内に吸入される燃料量が多くなる。このため、再始動時に各気筒の吸気弁温度に相違が生じていると、各気筒に同じ燃料量を噴射した場合であっても、各気筒の筒内に送られる燃料量が相違してしまい、各気筒の燃焼状態が不均一になる。このため、機関の始動性、エミッションが悪化するという問題が生じる。

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、機関再始動時の吸気弁温度を高い精度で求め、燃焼状態を良好に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、機関停止時の吸気弁の温度を取得する吸気弁温度取得手段と、機関停止から機関再始動までの経過時間を取得する経過時間取得手段と、各気筒において、機関停止中の吸気弁の開閉状態を取得する開閉状態取得手段と、少なくとも前記機関停止時の吸気弁の温度、前記経過時間、及び前記吸気弁の開閉状態に基づいて、機関再始動時に各気筒の吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、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、前記吸気弁温度推定手段は、前記吸気弁の開閉状態に応じた伝熱量の変化を考慮して前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする。

第３の発明は、第１又は第２の発明において、推定した各気筒の前記吸気弁の温度に基づいて、各気筒の燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御手段を更に備えたことを特徴とする。

第４の発明は、第１〜第３の発明のいずれかにおいて、推定した各気筒の前記吸気弁の温度に基づいて、燃料噴射弁からの燃料噴射角度を制御する燃料噴射角度制御手段を更に備えたことを特徴とする。

第１の発明によれば、少なくとも機関停止時の吸気弁の温度、機関停止から機関再始動までの経過時間、及び機関停止中の吸気弁の開閉状態に基づいて、機関再始動時の吸気弁の温度を推定するため、各気筒の吸気弁温度を高い精度で推定することが可能になる。

第２の発明によれば、吸気弁の開閉状態に応じた伝熱量の変化を考慮して吸気弁の温度を推定するため、吸気弁から弁座に伝わる熱量を考慮して各気筒毎に吸気弁の温度を高精度に推定することが可能となる。

第３の発明によれば、推定した各気筒の吸気弁の温度に基づいて、各気筒の燃料噴射量を制御するため、各気筒の筒内へ送られる燃料量を最適に制御することが可能となる。従って、再始動時の始動性、及びエミッションを向上することが可能となる。

第４の発明によれば、推定した各気筒の吸気弁の温度に基づいて、燃料噴射弁からの燃料噴射角度を制御するため、吸気弁及びその周辺における燃料付着を最小限に抑えることができる。従って、筒内に流入する燃料量を最適に制御することが可能となる。

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の吸気弁温度Ｔｖの推定を行うため、吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒに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)

但し、上式において、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)
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）

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)
ｑ_ｓｅａｔ＝ａ_ｓｅａｔ×Ａ_ｓｅａｔ
（１／ａ_ｓｅａｔ）＝Ｒ_ｓｅａｔ＋１／（Ｋ_ｈｅａｄ×ｈ_ｈｅａｄ）

但し、上式において、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

但し、上式において、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。

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。以下の説明では、最初に機関運転中に吸気弁温度Ｔｖを算出する方法を説明し、次に、機関停止後、再始動時に吸気弁温度Ｔｖを算出する方法を説明する。

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（１）式の関係が成立する。

ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ） ・・・（１）

（１）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。従って、（１）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。

なお、（１）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（５）式）を得ることができる。

先ず、（１）式の右辺を変形すると、以下の（１’）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） ・・・（１’）

（１’）式の右辺を更に変形すると、以下の（２）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 ・・・（２）

（２）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（３）式が得られる。

Ａ・（ｄＴｖ（ｔ）／ｄｔ）＝Ｂ・Ｔｖ（ｔ）＋Ｃ ・・・（３）

そして、（３）式をｔについて解くと、以下の（４）式が得られる。
ｔ＝（Ａ／Ｂ）・ｌｏｇ［（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）］ ・・・（４）
（４）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｃ／Ｂである。

そして、（４）式を以下のように（４’）式、（４”）式に順次し、Ｔｖ（ｔ）について解くと、以下の（５）式が得られる。
（Ｂ／Ａ）・ｔ＝ｌｏｇ［（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）］
・・・（４’）
（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）＝ｅｘｐ［（Ｂ／Ａ）・ｔ］
・・・（４”）
Ｔｖ（ｔ）＝（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）・ｅｘｐ［（Ｂ／Ａ）・ｔ］＋Ｔｖ＿ｓ
・・・（５）
但し、（５）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｃ／Ｂである。

（５）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。

図３のフローチャートチャートは、上述した方法で機関運転中に吸気弁温度Ｔｖを算出する処理を示している。先ず、ステップＳ１では、各気筒の吸気弁温度Ｔｖの初期値が設定される。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、各気筒の吸気弁温度Ｔｖが冷却水温Ｔｗに設定される。

次のステップＳ２では、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。

次のステップＳ３では、以降の処理で吸気弁温度Ｔｖを求める気筒を特定するため、気筒番号ｎが設定される。ここでは、現時点で設定されている気筒番号ｎに１を加算する処理が行われる（ｎ＝ｎ＋１）。ここで、気筒番号ｎの初期値は０とされている。従って、初めてステップＳ３の処理が行われる場合は、気筒番号ｎが１に設定される。一方、後述するステップＳ９からステップＳ３へ戻った場合は、ステップＳ９で設定されている気筒番号ｎに１が加算され、新たな気筒番号ｎが設定される。

続くステップＳ４〜Ｓ７では、上述した方法に基づいて、気筒番号ｎの気筒において、吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒ、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔ、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌ、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂを算出する。

すなわち、ステップＳ４では吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒを算出し、ステップＳ５では接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔを算出し、ステップＳ６では燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを算出し、ステップＳ７では燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂを算出する。

上記の処理が終わると、次のステップＳ８において、気筒番号ｎの気筒において、吸気弁温度Ｔｖの更新処理が行われる。ここでは、ステップＳ４〜Ｓ７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、（１）式に基づいて、総受熱量を吸気弁の比熱及び質量（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ＴｖにΔＴｖを加えることにより、吸気弁温度Ｔｖが最新値に更新される。

次のステップＳ９では、現時点で設定されている気筒番号ｎの値が全気筒数Ｎに達しているか否かを判定する。気筒番号ｎの値が全気筒数Ｎに達していない場合は、ステップＳ３へ戻る。この場合、ステップＳ３で気筒番号ｎに１が加算され、上記と同様に次の気筒の各熱量Ｑ_ａｉｒ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ｃｏｍｂが算出され、ステップＳ８で吸気弁温度Ｔｖが最新値に更新される。

ステップＳ９で気筒番号ｎが全気筒数Ｎに達している場合は、ステップＳ１０へ進む。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、各気筒の吸気弁温度Ｔｖを更新する。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吸気弁温度Ｔｖ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３の処理によれば、内燃機関１０の運転中に各気筒の吸気弁温度Ｔｖを更新することができる。従って、機関運転中に各気筒の吸気弁温度Ｔｖを正確に求めることが可能となる。なお、機関運転中の吸気弁温度Ｔｖの算出は、（５）式に基づいて行っても良い。この場合、（５）式に関わる特性値に基づいて、各熱量Ｑ_ａｉｒ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ｃｏｍｂを直接用いることなく吸気弁温度Ｔｖを算出できる。

次に、機関運転停止後に各気筒の吸気弁温度Ｔｖを推定する方法について説明する。機関停止中は、吸気弁２４が授受する熱量が機関運転中と異なるため、機関運転停止後の吸気弁温度Ｔｖを算出するためには、上述した（１）式を変形する必要がある。

すなわち、機関停止時にはインジェクタ２０からの燃料噴射が行われないため、（１）式においてＱ_ｆｕｅｌ＝０となる。また、筒内２２で燃焼が行われないため、（１）式においてＱ_ｃｏｍｂ＝０となる。更に、機関運転停止時には吸気流に流れが生じないため、（１）式における吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒは、以下の式で表されるＱ’_ａｉｒに置き換えられる。

Ｑ’_ａｉｒ＝ｑ’_ａｉｒ×(Ｔｖ―Ｔａ)
ｑ’_ａｉｒ＝ａ’_ａｉｒ×Ａ_ａｉｒ
ａ’_ａｉｒ＝（λ／Ｄ）Ｎｕ’
Ｎｕ’＝Ｅ（ｃｏｎｓｔａｎｔ）

但し、上式において、ｑ’_ａｉｒは機関停止時における伝熱部の熱流速［Ｗ／ｍ^２］、ａ’_ａｉｒは機関停止時の伝熱部の熱伝達率［Ｗ／ｍ^２℃］、を示している。

また、機関が停止している場合は、吸気弁２４が開弁している気筒と閉弁している気筒で接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔが異なる。吸気弁２４が開弁している気筒では、弁座との接触を介した伝熱が生じないため、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔ＝０となる。

一方、吸気弁２４が閉弁している気筒では、吸気弁２４と弁座との接触面において伝熱が生じるため、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔは（１）式と同様に表現される。すなわち、Ｑ_ｓｅａｔ＝ｑ_ｓｅａｔ×(Ｔｖ―Ｔｗ)となる。

従って、機関停止時に吸気弁２４が開弁している気筒では、（１）式におけるＱ_ａｉｒが上述のＱ’_ａｉｒとなり、更にＱ_ｆｕｅｌ＝０，Ｑ_ｃｏｍｂ＝０，Ｑ_ｓｅａｔ＝０となる。このため、機関停止時に吸気弁２４が開弁している気筒では、（２）式は以下の（２’）式に変形される。

ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝−ｑ’_ａｉｒ・Ｔｖ＋ｑ’_ａｉｒ・Ｔａ ・・・（２’）

そして、（２’）式から（５）式と同様の式を導くと、以下の（５’）式が得られる。
Ｔｖ（ｔ）＝（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）・ｅｘｐ［（（ｑ’_ａｉｒ・Ｔｖ）／（ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ））・ｔ］＋Ｔｖ＿ｓ ・・・（５’）
但し、（５’）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｔａ／Ｔｖである。

従って、（５’）式によれば、機関停止時に吸気弁２４が開弁している気筒において、機関停止時の吸気弁温度Ｔｖ（０）と、機関を停止してからの経過時間ｔに基づいて、ｔ秒後の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出することが可能となる。

また、機関停止時に吸気弁２４が閉弁している気筒では、（１）式におけるＱ_ａｉｒが上述のＱ’_ａｉｒとなり、更にＱ_ｆｕｅｌ＝０，Ｑ_ｃｏｍｂ＝０となる。このため、機関停止時に吸気弁２４が閉弁している気筒では、（２）式は以下の（２”）式に変形される。
ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝−（ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ’_ａｉｒ）・Ｔｖ＋ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ’_ａｉｒ・Ｔａ ・・・（２”）

そして、（２”）式から（５）式と同様の式を導くと、以下の（５”）式が得られる。
Ｔｖ（ｔ）＝（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）・ｅｘｐ［（（−（ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ’_ａｉｒ）・Ｔｖ）／（ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ））・ｔ］＋Ｔｖ＿ｓ
・・・（５”）
但し、（５”）式において、Ｔｖ＿ｓ＝（ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ’_ａｉｒ・Ｔａ）／（ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ’_ａｉｒ）・Ｔｖである。

従って、（５”）式によれば、機関停止時に吸気弁２４が閉弁している気筒において、機関停止時の吸気弁温度Ｔｖ（０）と、機関を停止してからの経過時間ｔに基づいて、ｔ秒後の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出することが可能となる。

次に、図４に基づいて、機関再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖを算出する処理について説明する。図４は、機関の再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖを算出する処理を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ１１では、内燃機関１０の再始動が行われる。次のステップＳ１２では、内燃機関１０の運転を停止してから再始動が行われるまでの経過時間ｔを算出する。次のステップＳ１３では、経過時間ｔと所定値αを比較し、ｔ＞αであるか否かを判定する。ここで、所定値αは、各気筒の吸気弁温度Ｔｖが冷却水温Ｔｗと同等の温度まで低下したか否かを判定するためのしきい値である。

ステップＳ１３でｔ＞αの場合は、ステップＳ１４へ進む。この場合、内燃機関１０を停止してから十分な時間が経過しており、各気筒の吸気弁温度Ｔｖが冷却水温Ｔｗと同等の温度まで低下していると判断できる。従って、ステップＳ１４では、全ての気筒の吸気弁温度Ｔｖを冷却水温Ｔｗに設定する（Ｔｖ＝Ｔｗ）。ステップＳ１４の後は処理を終了する(END)。

一方、ステップＳ１３でｔ≦αの場合は、ステップＳ１５へ進む。この場合、内燃機関１０を停止してからの経過時間ｔが比較的短いため、各気筒の吸気弁温度Ｔｖは冷却水温Ｔｗに到達していないと判断できる。従って、ステップＳ１５以降の処理では、再始動時の各気筒の吸気弁温度Ｔｖを推定する。

先ず、ステップＳ１５では、機関停止時の各気筒の吸気弁温度Ｔｖ、冷却水温Ｔｗ、吸入空気温度Ｔａを取得する。

次のステップＳ１６では、以降の処理で吸気弁温度Ｔｖを求める気筒を特定するため、気筒番号ｎが設定される。ここでは、現時点で設定されている気筒番号ｎに１を加算する処理が行われる（ｎ＝ｎ＋１）。気筒番号ｎの初期値は０とされている。従って、初めてステップＳ１６の処理が行われる場合は、気筒番号ｎが１に設定される。一方、ステップＳ２１からステップＳ１６へ進んだ場合は、ステップＳ２１で設定されている気筒番号ｎに１が加算され、新たな番号ｎが設定される。

次のステップＳ１７では、機関停止中における気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４の開閉状態を取得する。ここで、機関停止中の吸気弁２４の開閉状態は、クランク角センサ３２から検出した機関停止中のクランク角に基づいて判定できる。そして、次のステップＳ１８では、気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４が機関停止中に開いていたか否かを判定する。

ステップＳ１８において、気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４が機関停止中に開いていたと判定された場合は、ステップＳ１９へ進む。ステップＳ１９では、（５’）式に基づいて、気筒番号ｎの気筒における再始動時の吸気弁温度Ｔｖを算出する。

一方、ステップＳ１８において、気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４が機関停止中に閉じていたと判定された場合は、ステップＳ２０へ進む。ステップＳ２０では、（５”）式に基づいて、気筒番号ｎの気筒における再始動時の吸気弁温度Ｔｖを算出する。

ステップＳ１９，Ｓ２０の後はステップＳ２１へ進む。ステップＳ２１では、気筒番号ｎの値が全気筒数Ｎに達しているか否かを判定する。気筒番号ｎの値が全気筒数Ｎに達していない場合は、ステップＳ１６へ戻る。この場合、ステップＳ１６で気筒番号ｎに１が加算され、上記と同様に次の気筒番号の気筒において再始動時の吸気弁温度Ｔｖが算出される。一方、ステップＳ２１で気筒番号ｎが全気筒数Ｎに達している場合は、処理を終了する(END)。

図４の処理によれば、停止中の吸気弁２４の開閉状態に応じて各気筒の吸気弁温度Ｔｖを算出できるため、再始動時の吸気弁温度Ｔｖを各気筒毎に高い精度で求めることが可能となる。

図４の処理で再始動時の吸気弁温度Ｔｖが算出されると、図３の処理が起動され、図３のステップＳ１において再始動時の各気筒の吸気弁温度Ｔｖが初期値として設定される。従って、図３の処理を行うことで、再始動後の吸気弁温度Ｔｖを逐次求めることが可能となる。

再始動時の吸気弁温度Ｔｖが各気筒毎に求まると、吸気弁温度Ｔｖに基づいて、インジェクタ２０からの燃料噴射量を各気筒毎に制御することが可能となる。この際、吸気弁温度Ｔｖが高い気筒ほど、吸気弁２４に付着した燃料の霧化の度合いが高くなり、より多くの燃料が筒内に送られるため、吸気弁温度Ｔｖの高い気筒ほど燃料噴射量が少なくなるように制御を行う。この制御は、例えば、吸気弁温度Ｔｖと燃料噴射量との関係を規定したマップに基づいて行うことができる。

このような制御によれば、再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖにバラツキが生じている場合であっても、吸気弁温度Ｔｖに基づいて各気筒の燃料噴射量を最適に制御することができるため、各気筒の燃焼状態を均一に制御することが可能となる。従って、再始動時に機関始動性を向上することが可能となり、また、排気ガスのエミッションを向上することが可能となる。

なお、上述した実施形態では、全ての気筒の吸気弁温度Ｔｖを算出することとしているが、機関運転中は代表気筒（１つ）の吸気弁温度Ｔｖをのみを算出し、機関再始動時においては、停止中に開弁していた１気筒と閉弁していた１気筒の合計２気筒のみで吸気弁温度Ｔｖを求めることとしても良い。これにより、吸気弁温度Ｔｖを算出する気筒数が減少するため、処理を簡素に行うことができる。この場合、再始動後、上記２気筒の吸気弁温度Ｔｖの差が所定値以下（例えば２℃以内）になった場合に、代表気筒の吸気弁温度Ｔｖの算出に復帰することが好適である。

以上説明したように本実施形態によれば、機関運転停止時の吸気弁２４の開閉状態に基づいて、再始動時の各気筒の吸気弁温度Ｔｖを正確に算出することができる。従って、各気筒の吸気弁温度Ｔｖに基づいて燃料噴射量を制御することが可能となり、再始動時の機関始動性、エミッションを向上することが可能となる。

実施の形態２．
次に、本発明の実施の形態２について説明する。実施の形態２のシステムの基本的な構成は、実施の形態１で説明した図１の構成と同様である。実施の形態２では、燃料の噴射角度を可変できるように燃料噴射弁２０が構成されている。

図５は、実施の形態２に係る燃料噴射弁２０の構成を示す模式図である。ここで、図５（Ａ）は、燃料噴射弁２０からの燃料の噴射角度（噴霧角）θを拡げた状態を示している。また、図５（Ｂ）は、燃料噴射弁２０からの燃料の噴射角度θを狭めた状態を示している。このように、実施の形態２のシステムでは、ＥＣＵ４０からの指令に基づいて、燃料噴射弁２０からの燃料の噴霧角を可変することが可能である。

そして、実施の形態２では、実施の形態１の手法で吸気弁温度Ｔｖを算出し、吸気弁温度Ｔｖ、および他の運転条件に応じて燃料噴射弁２０からの燃料の噴霧角を可変するようにしている。通常、吸気弁２４の温度が低い場合に噴霧角が小さくなると、吸気弁２４またはその周辺における燃料付着量が多くなるが、本実施形態によれば、噴霧角を最適に制御することができるため、吸気弁２４または吸気弁２４の周辺の吸気ポート等における燃料付着量を最小限に抑える制御が可能となる。また、機関回転数、負荷などが過渡的に変化した場合においても、吸気弁２４の温度上昇を考慮した最適な制御が可能となるため、燃料付着量を最小限に抑えることが可能となる。これにより、筒内へ液体のまま流入する燃料量を減少させることが可能となる。

図６は、実施の形態２のシステムにおける処理の手順を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ３１では、実施の形態１の手法で吸気弁温度Ｔｖを算出する。次のステップＳ３２では、ステップＳ３１で算出した吸気弁温度Ｔｖ、及び各種運転条件（機関回転数、負荷、冷却水温、バルブタイミングなど）に基づいて、燃料噴射弁２０からの燃料の噴霧角を設定する。これにより、設定した噴霧角により、燃料噴射弁２０からの燃料噴射が行われる。ステップＳ３２の後は処理を終了する(RETURN)。

以上説明したように実施の形態２によれば、吸気弁温度Ｔｖに基づいて燃料噴射弁２０からの燃料の噴射角度を可変するため、吸気弁２４及びその周辺における燃料付着を最小限に抑えることができる。従って、筒内に流入する燃料量を最適に制御することが可能となる。

実施の形態３．
次に、本発明の実施の形態３について説明する。実施の形態３のシステムの基本的な構成は、実施の形態１で説明した図１の構成と同様である。実施の形態３においても、実施の形態２と同様に、燃料の噴射角度を可変できるように燃料噴射弁２０が構成されている。

実施の形態３では、吸気弁温度Ｔｖが高温であり、吸気弁２４が溶損する可能性がある場合は、燃料噴射弁２０からの燃料の噴霧角を小さくするように制御を行う。これにより、噴霧した燃料を主に吸気弁２４に付着させることができ、吸気弁２４の温度を低下させることができる。従って、吸気弁２４が溶損してしまうことを確実に抑止することが可能となる。

図７は、実施の形態３における処理の手順を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ４１では、実施の形態１の手法で吸気弁温度Ｔｖを算出する。次のステップＳ４２では、ステップＳ４１で算出した吸気弁温度Ｔｖと所定のしきい値Ｔｖｍとを比較し、Ｔｖ＞Ｔｖｍであるか否かを判定する。ここで、しきい値Ｔｖｍは、吸気弁２４が溶損する程度に吸気弁温度Ｔｖが上昇しているか否かを判定するための判定値であって、吸気弁２４の融点以下の温度である。

ステップＳ４２でＴｖ＞Ｔｖｍの場合は、ステップＳ４３へ進む。この場合、吸気弁温度Ｔｖが高温であり、吸気弁２４が溶損する可能性があるため、燃料噴射弁２０からの燃料の噴霧角を小さくする。これにより、燃料噴射弁２０から噴射された燃料を吸気弁２４に付着させることができ、燃料による冷却効果により吸気弁温度Ｔｖを低下させることができる。従って、吸気弁２４が溶損してしまうことを確実に抑止することができる。ステップＳ４３の後は処理を終了する(RETURN)。

一方、ステップＳ４２でＴｖ≦Ｔｖｍの場合は、吸気弁温度Ｔｖが過度に高温となっていないため、燃料噴射弁２０からの噴霧角を変更することなく、処理を終了する(RETURN)。

以上説明したように実施の形態３によれば、吸気弁温度Ｔｖが過度に高温となる場合は、燃料噴射弁２０からの燃料の噴射角度を小さくするため、燃料により吸気弁２４を冷却することができる。従って、吸気弁２４が溶損してしまうことを確実に回避することができ、システムの信頼性を向上することが可能となる。

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。 本実施形態の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。 機関運転中に吸気弁温度Ｔｖを算出する処理を示すフローチャートである。 機関の再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖを算出する処理を示すフローチャートである。 実施の形態２に係る燃料噴射弁の構成を示す模式図である。 実施の形態２のシステムにおける処理の手順を示すフローチャートである。 実施の形態３のシステムにおける処理の手順を示すフローチャートである。

符号の説明

１０ 内燃機関
２４ 吸気弁
２０ インジェクタ
４０ ＥＣＵ

Claims (4)

1. 機関停止時の吸気弁の温度を取得する吸気弁温度取得手段と、
   機関停止から機関再始動までの経過時間を取得する経過時間取得手段と、
   各気筒において、機関停止中の吸気弁の開閉状態を取得する開閉状態取得手段と、
   少なくとも前記機関停止時の吸気弁の温度、前記経過時間、及び前記吸気弁の開閉状態に基づいて、機関再始動時に各気筒の吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
   を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記吸気弁温度推定手段は、前記吸気弁の開閉状態に応じた伝熱量の変化を考慮して前記吸気弁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. 推定した各気筒の前記吸気弁の温度に基づいて、各気筒の燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御手段を更に備えたことを特徴とする請求項１又は２記載の内燃機関の制御装置。
4. 推定した各気筒の前記吸気弁の温度に基づいて、燃料噴射弁からの燃料噴射角度を制御する燃料噴射角度制御手段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。

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