JP4735356B2 - エンジンの制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、エンジンの制御装置に関し、詳細には、吸気弁及び排気弁の弁開期間が互いに重なり合う運転条件が設定されたエンジンにおいて、筒内と吸気通路内との間におけるガスの出入りの切換点としての意義を持つ実効上死点を的確に算出するとともに、これを反映させて、より精度の高いエンジン制御を実現するための技術に関する。

ガソリンエンジンでは、吸入空気量を制御するためのスロットル弁が設けられ、上流に設置されたエアフローメータによりこのスロットル弁を通過する空気の量（以下「スロットル弁通過空気量」という。）を測定し、測定したスロットル弁通過空気量を負荷の指標として採用するのが一般的である。
また、エンジン制御の過渡応答性向上の要求に応えるべく、負荷の指標として、スロットル弁通過空気量に代えて筒内に実際に吸入される空気の量（以下「シリンダ吸入空気量」という。）を採用し、これを直接の検出対象とする試みが行われている。すなわち、エアフローメータの出力から吸気マニホールドに流入する空気の量を算出するとともに、このマニホールド部流入空気量と、吸気マニホールドから筒内に吸入された空気の量との収支計算により、吸気マニホールド内の空気の量を算出して、シリンダ吸入空気量を算出するのである（特許文献１）。
特開２００１−０５００９１号公報（段落番号００２８〜００３０）

この計量技術は、吸気マニホールドにおける空気の出入りの収支計算を行うとともに、吸気マニホールド内と筒内とで空気の密度が一定であるという近似のもと、ピストンの行程容積に相当する容積の空間を吸気マニホールドにおける密度で充填した場合の空気の量をシリンダ吸入空気量とするものである。ここで、ピストンの行程容積には、筒内容積が最も小さくなる時期として幾何学的に定められる幾何上死点から、吸気弁閉時期までの実効的な行程容積が採用される。

しかしながら、この計量技術には、ピストンの行程容積の算出に幾何上死点を採用することに起因して、次のような問題がある。吸気弁と排気弁との間で弁開期間が互いに重なり合うエンジン（以下、この重なり合う期間を「オーバーラップ期間」という。）では、幾何上死点を過ぎてもなお、筒内から吸気通路内への排気の吹き返しが継続することである。このため、筒内への空気の吸入が実際に開始される時期が幾何上死点よりも遅れ、ピストンの行程容積の算出に幾何上死点の採用したのでは、空気が充填される空間の容積を的確に算出することができない。

ここで、実効上死点は、以上の通り筒内への空気の吸入が開始される時期としての意義を持つとともに、筒内から吸気通路内への排気の吹き返しが終了する時期としての意義を併せ持つ。このことから、実効上死点は、シリンダ吸入空気量の検出に限らず、吹き返しにより次のサイクルに持ち越される残留排気の量の検出、延いてはこの残留排気の量を採用した筒内温度の推定等、エンジン制御全般に適用し得る価値を持つ。

以上の実情に鑑み、本発明は、筒内における実際の物理現象に即した実効上死点の算出モデルを提供し、このモデルにより的確な実効上死点を算出し、エンジン制御に反映させることで、より精度の高いエンジン制御を実現することを目的とする。

本発明は、エンジンの制御装置を提供する。本発明に係る装置は、吸気弁と排気弁との間で弁開期間が互いに重なり合う運転条件が設定されたエンジンに適用されるものである。吸気弁及び排気弁の弁開期間が重なり合うオーバーラップ期間の後半における複数の時期、ならびにこれらの時期における、排気ポートの開口面積、ならびに排気通路内及び筒内の各圧力に基づき算出される排気弁通過ガス量に基づいて、この後半の期間における排気弁通過ガス量に関する第１の近似特性線を算出するとともに、オーバーラップ期間中の複数の時期及びこれらの時期における、筒内の容積及び圧力に基づき算出される筒内ガス量変化分に基づいて、オーバーラップ期間における筒内ガス量変化分に関する第２の近似特性線を算出する。算出した各近似特性線の交点を特定して、この交点の時期を実効上死点として算出し、算出した実効上死点に基づいて、エンジン制御に関する所定の演算を実行するものである。

本発明によれば、筒内への空気の吸入開始時期（又は吸気通路内への排気の吹返終了時期）として、実際の物理現象に即した的確な実効上死点を算出することができる。ここで、本発明が実効上死点として第１及び第２の近似特性線の交点の時期を算出するのは、実効上死点では、筒内と吸気通路内との間におけるガスの出入りが実質的に停止しており、筒内ガス量変化分の全てが筒内と排気通路内との間におけるガスの出入りによるものであるという物理的な事実に基づくものである。算出した実効上死点は、シリンダ吸入空気量の検出等、エンジン制御の基礎情報として広く適用することが可能であり、高精度なエンジン制御の実現に貢献する。

以下に図面を参照して、本発明の実施の形態について説明する。
図１は、本発明の一実施形態に係る火花点火エンジン（以下、単に「エンジン」という。）１の構成を示している。
エンジン１の吸気通路１０１には、スロットル弁１０２が設置されている。このスロットル弁１０２により吸気通路１０１に導入される空気の量を制御し、吸入空気量を制御することも可能であるが、本実施形態では、吸入空気量の制御を主に、後述する吸気弁１０４の作動特性の変更によることとし、スロットル弁１０２は、この作動特性の変更による制御の前提となる吸気圧力Ｐｍの制御に採用する。また、吸気通路１０１には、燃料供給用のインジェクタ１０３が設置されている。このインジェクタ１０３により、制御された吸入空気量のもとで所定の当量比を達成するのに必要な量の燃料が噴射される。吸気通路１０１のポート部１０１ａには、ポペット型の吸気弁１０４が設置されている。この吸気弁１０４は、その上方に配置された動弁装置（以下「吸気動弁装置」という。）１０５により駆動され、この吸気弁１０４の弁開期間に、吸入空気及び燃料の混合気が筒内に導入される。本実施形態では、吸気動弁装置１０５により、吸気弁１０４の作動角（以下「吸気作動角」という。）及びリフト量、ならびに吸気作動角の中心位相（以下「作動中心角」という。）を連続的に変更することができる。

エンジン本体において、シリンダヘッドＨには、燃焼室の上部略中央に臨ませて点火プラグ１０６が設置されている。筒内に導入された混合気に対し、この点火プラグ１０６により点火が行われる。
燃焼後、発生した排気は、排気通路１０７に送り出される。排気通路１０７のポート部１０７ａには、ポペット型の排気弁１０８が設置されている。この排気弁１０８は、その上方に配置された他の動弁装置１０９により駆動され、この排気弁１０８の弁開期間に、排気の送出が行われる。なお、本実施形態では、吸気弁１０４とは異なり、排気弁１０８の作動角、リフト量及び作動角の中心位相を一定のものとしているが、吸気動弁装置１０５と同様な構成のもの又は他の公知の可変動弁装置を採用して、作動角等を変更可能に構成してもよい。

吸気動弁装置１０５及びスロットル弁１０２等の動作は、電子制御ユニットとして構成されるエンジンコントローラ（以下「ＥＣＵ」という。）２０１により制御される。ＥＣＵ２０１には、アクセルペダルの踏込量（アクセル開度ＡＰＯを示す。）を検出するアクセルセンサ２１１の検出信号、及びクランクシャフトの回転位置を検出するクランク角センサ２１２の検出信号（ＥＣＵ２０１は、これに基づいてエンジン回転数ＮＥを算出する。）が入力されるとともに、吸気通路１０１内（ここでは、サージタンク内）の圧力（以下「吸気圧力」という。）Ｐｍを検出する吸気圧力センサ２１３の検出信号、吸気通路１０１内の温度Ｔｍを検出する吸気温度センサ２１４の検出信号、排気通路１０７内の圧力（以下「排気圧力」という。）Ｐｅを検出する排気圧力センサ２１５の検出信号、及び排気通路１０７内の温度Ｔｅを検出する排気温度センサ２１６の検出信号等が入力される。ＥＣＵ２０１は、入力した各種の検出信号をもとに、吸気動弁装置１０５により吸気作動角及び作動中心角を、スロットル弁１０２によりスロットル開度を夫々制御する。なお、本実施形態では、ＥＣＵ２０１がシリンダ吸入空気量を検出する機能を備えており、ＥＣＵ２０１は、スロットル開度の制御に際し、筒内に実際に吸入された空気の量をシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌとして算出する。

図２は、本実施形態に係る吸気動弁装置１０５の構成を示している。
この吸気動弁装置１０５は、作動角変更機構Ａと中心角変更機構Ｂとを含んで構成される。
吸気弁１０４の上方に駆動軸１５１が気筒列方向に延在させて設置されており、この駆動軸１５１に揺動カム１５２が相対回転可能に取り付けられている。この揺動カム１５２は、吸気弁１０４のリフタ１４１と当接し、このリフタ１４１を介して吸気弁１０４を上下に駆動する。作動角変更機構Ａは、駆動軸１５１と揺動カム１５２とを繋ぐ後述するリンクの姿勢を変化させて、吸気作動角を変更するものである。他方、中心角変更機構Ｂは、駆動軸１５１のクランクシャフト（図示せず。）に対する位相を変化させることで、作動中心角を変更するものである。

ここで、前者の作動角変更機構Ａの作動原理について、図３を参照して説明する。
作動角変更機構Ａは、駆動軸１５１に固定された円形の偏心駆動カム１５３と、この偏心駆動カム１５３に相対回転可能に外嵌するリング状リンク１５４と、駆動軸１５１と平行に配置された制御軸１５５と、この制御軸１５５に固定された円形の偏心制御カム１５６と、この偏心制御カム１５６に相対回転可能に外嵌し、一端でリング状リンク１５４と連結するロッカーアーム１５７と、このロッカーアーム１５７を揺動カム１５２と連結するロッド状リンク１５８とを含んで構成される。制御軸１５５は、電磁アクチュエータ１６１がギア列１６２を駆動することにより回転する。

この作動角変更機構Ａの動作は、次のようである。クランクシャフトに連動して駆動軸１５１が回転すると、これに伴うリング状リンク１５４の往復動作に併せ、ロッカーアーム１５７が偏心制御カム１５６の軸心周りで揺動し、ロッド状リンク１５８により揺動カム１５２を駆動する。また、電磁アクチュエータ１６１により制御軸１５５を回転させることで、偏心制御カム１５６の軸心位置が変化し、ロッカーアーム１５７の回転中心が変位して、吸気作動角（及びリフト量）が連続的に変化する。このため、電磁アクチュエータ１６１により制御軸１５５を操作することで、吸気作動角を連続的に変更することができる。

なお、中心角変更機構Ｂには、駆動軸１５１のカムスプロケットに対する位相を変化させ得る、公知のいかなる可変動弁装置が採用されてよい。本実施形態では、カムスプロケットと駆動軸１５１との間に中間ギアを介装して、これらの間にヘリカルギア列を形成し、中間ギアを前後させることにより駆動軸１５１の相対位相を変化させるものを採用している。

以下、本実施形態に係るＥＣＵ２０１の構成及びこれが行う制御（主に、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定）の内容について、ブロック図により説明する。
ＥＣＵ２０１が行う制御は、簡単には次のようである。ＥＣＵ２０１は、アクセル操作量ＡＰＯ及びエンジン回転数ＮＥ等の運転条件に基づいてエンジン１が発生すべき目標トルクｔＴｅを演算及び設定するとともに、この目標トルクｔＴｅに基づいて吸気動弁装置１０５及びスロットル弁１０２を作動させる。すなわち、ＥＣＵ２０１は、目標トルクｔＴｅを達成するのに必要なシリンダ吸入空気量として目標新気量ｔＱｃｙｌを算出するとともに、この目標新気量ｔＱｃｙｌに基づいて目標吸気作動角ｔθｅｖｅｎｔを設定し、吸気動弁装置１０５を作動させる。また、ＥＣＵ２０１は、実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを測定し、測定したＱｃｙｌの目標新気量ｔＱｃｙｌに対する偏差（＝ｔＱｃｙｌ−Ｑｃｙｌ）に応じ、これを減少させる位置にスロットル弁１０２を作動させ、吸気圧力Ｐｍを調整する。本実施形態では、特に、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定のため、筒内への空気の吸入が開始される時期としての実効上死点ＴＤＣＲを算出する。

ここで、本実施形態に係るシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定方法について、図１４を参照して説明する。図１４は、吸気弁１０４及び排気弁１０８の作動特性（リフト量ＶＬＩＦＴｉ，ＶＬＩＦＴｅにより示す。）と、この作動特性のもとで得られる筒内圧力Ｐｃｙｌ及び単位クランク角当たりのシリンダ吸入空気量（すなわち、流量）ＤＱｃｙｌとの関係を示している。

シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定のため、ＥＣＵ２０１には、筒内圧力Ｐ０のもとで下式（１ａ）及び（１ｂ）により与えられる基準シリンダ吸入空気量Ｑ_Ｄと、実際のシリンダ吸入空気量（以下、単に「シリンダ吸入空気量」という。）Ｑｃｙｌ（条件毎に実験又はシミュレーションにより決定する。）との関係を、理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸにより無次元化して作成したデータとして記憶させている。すなわち、基準シリンダ吸入空気量Ｑ_Ｄ及び理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸの比（「第１の比」に相当する。）ＲＱ１＝Ｑ_Ｄ／Ｑ_ＭＡＸと、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ及び理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸの比（「第２の比」に相当する。）ＲＱ２＝Ｑｃｙｌ／Ｑ_ＭＡＸとの間の一義的な関係をテーブルデータ（たとえば、ブロックＢ１０３（図４）に示すテーブルデータ）として作成し、ＥＣＵ２０１の記憶装置に格納している。本実施形態では、筒内圧力Ｐ０として、吸気行程における筒内の状態変化が断熱膨張により行われるものとした場合に、吸気弁１０４の作動中心角ＩＶＣＮＴで得られる筒内圧力Ｐｃｔｒを採用している。この場合の筒内圧力Ｐ０（＝Ｐｃｔｒ）は、熱力学上の理論式により算出することができる。また、（１ａ）及び（１ｂ）式において、吸気弁開期間における吸気ポート１０１ａの総開口面積をΣＡｉｖ（単位クランク角毎の開口面積Ａｉｖを積算して算出する。）とするとともに、開口面積Ａｉｖの積算間隔をΔθとし、吸入空気の比熱比、ガス定数及び温度をκ，Ｒａ，Ｔｍとしている。理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸは、吸気の開始から終了までのピストンの行程容積を吸気弁上流における吸入空気の密度（又は圧力Ｐｍ）及び温度Ｔｍで充填した場合に得られるシリンダ吸入空気量であり、実効上死点ＴＤＣＲにおける筒内容積をＶＴＤＣＲとし、吸気弁閉時期ＩＶＣにおける筒内容積をＶＩＶＣとして、下式（２）により算出される。

Ｑ_Ｄ＝ΣＡｉｖ×（Δθ／（６・ＮＥ））×（Ｐｍ／√（Ｒａ・Ｔｍ））×Ｘ ・・・（１ａ）
Ｘ＝√｛（２κ／（κ―１））×（（Ｐ０／Ｐｍ）^２／κ−（Ｐ０／Ｐｍ）^{（κ＋１）／κ}）｝ ・・・（１ｂ）
Ｑ_ＭＡＸ＝（Ｐｍ／（Ｒａ・Ｔｍ））×（ＶＩＶＣ−ＶＴＤＣＲ） ・・・（２）
本実施形態では、筒内圧力Ｐ０として断熱膨張下での圧力Ｐｃｔｒを採用した関係上、エンジン１の運転領域全体で吸入空気の流れが理論的にチョークし、吸入空気が音速で筒内に流入することとなり、（１ｂ）式の圧力比Ｐ０／Ｐｍは、常に臨界圧力比（＝（２／（κ＋１））^{κ／（κ―１）}＝ｃｏｎｓｔ）を示すこととなる。このため、この基準シリンダ吸入空気量Ｑ_Ｄを、特に「仮想ソニック吸入空気量」と呼ぶこととする。

また、本実施形態では、理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸの算出期間ＰＲＤＱＭＡＸを、実効上死点ＴＤＣＲから、筒内で吸入空気の圧縮が実質的に開始される点（以下「実効閉時期」という。）ＩＶＣＲまでの期間に設定している。このため、（２）式の筒内容積ＶＩＶＣとして、吸気弁１０４の実効閉時期ＩＶＣＲにおける筒内容積ＶＩＶＣＲを採用している。なお、実際の制御において、実効閉時期ＩＶＣＲは、便宜的に設定上の吸気弁閉時期ＩＶＣからのオフセット量ＩＶＣＯＦＳにより表すこととする。

ＥＣＵ２０１は、エンジン１の運転時において、仮想ソニック吸入空気量Ｑ_Ｄ及び理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸを算出するとともに、算出したＱ_Ｄ，Ｑ_ＭＡＸにより記憶しているテーブルを検索して、基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０を算出する。この基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０は、吸気圧力Ｐｍ及び筒内圧力Ｐｃｙｌに基づいて与えられる、静的なシリンダ吸入空気量である。ＥＣＵ２０１は、この基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０対して吸気脈動に起因するシリンダ吸入空気量の変動分に応じた補正を施し、最終的なシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出する。

本実施形態において、この吸気脈動に対する補正は、次のように行う。シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌは、吸気圧力Ｐｍと筒内圧力Ｐｃｙｌとの比をＲＰ（＝Ｐｃｙｌ／Ｐｍ）として、下式（３）により与えられる。
Ｑｃｙｌ＝ΣＡｉｖ×（Δθ／（６・ＮＥ））×（Ｐｍ／√（Ｒａ・Ｔｍ））×√｛（２κ／（κ−１））×（ＲＰ^２／κ−ＲＰ^{（κ＋１）／κ}）｝ ・・・（３）
本実施形態では、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの特性を、吸入空気の流れがチョークするものとした第１の領域と、これ以外の第２の領域とに分けて定義する。第１の領域において、この特性は、下式（４）により与えられる。これは、（３）式の圧力比ＲＰが臨界圧力比（＝ｃｏｎｓｔ）であることから明らかであり、（４）式は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌが吸気圧力Ｐｍに比例し、吸気温度Ｔｍの平方根の逆数に比例することを示している。他方、第２の領域において、この特性は、筒内の状態変化が準静的に進行するものとして、下式（５）により与えられる。これは、吸気弁閉時期ＩＶＣに筒内が吸気通路１０１内の密度及び温度で充填されたものとした場合の気体の状態方程式から明らかであり、（５）式は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌが吸気脈動分を加味した実際の吸気圧力Ｐｍ（＝Ｐｍａｖｅ＋ΔＰｍｉｖｃ）に比例し、実際の吸気温度Ｔｍ（＝Ｔｍａｖｅ＋ΔＴｍｉｖｃ）の逆数に比例することを示している。なお、（５）式において、Ｐｍａｖｅ，Ｔｍａｖｅは、平均又は代表の吸気圧力、吸気温度を示し、ΔＰｍｉｖｃ，ΔＴｍｉｖｃは、吸気弁閉時期ＩＶＣにおける吸気圧力Ｐｍｉｖｃ及び吸気温度Ｔｍｉｖｃの平均吸気圧力Ｐｍａｖｅ、平均吸気温度Ｔｍａｖｅに対する変化量を示している。また、本実施形態に関し、記号∝は、左辺の値が右辺の値に比例することを示すものとする。

ａ）ＤＱｃｙｌ≫０：
Ｑｃｙｌ∝Ｐｍ×（Ｔｍ）^−１／２ ・・・（４）
ｂ）ＤＱｃｙｌ≒０：
Ｑｃｙｌ∝Ｐｃｙｌｉｖｃ×（Ｔｃｙｌｉｖｃ）^−１
＝Ｐｍｉｖｃ×（Ｔｍｉｖｃ）^−１
＝（Ｐｍａｖｅ＋ΔＰｍｉｖｃ）×（Ｔｍａｖｅ＋ΔＴｍｉｖｃ）^−１ ・・・（５）
これらの２式（４）、（５）により表される特性を内包するものとして、第１及び第２の領域を含む運転領域全体に亘る、最も確からしい１つの特性を近似により設定する。本実施形態では、流れの状態に応じて変化させ得る２つの係数をＫ１，Ｋ２として、この１つの特性を次式（６）により定義する。なお、係数Ｋ１，Ｋ２は、いずれも０以上、かつ１以下の値をとり、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌと理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸとの比（＝Ｑｃｙｌ／Ｑ_ＭＡＸ）に応じ、これが大きいときほど大きな値に設定される（図４のブロックＢ１０４ａ，Ｂ１０５ａ）。

Ｑｃｙｌ∝（Ｐｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）×（Ｔｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）^{−１／（２−Ｋ２）} ・・・（６）
吸気脈動分を加味した実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌは、（６）式の特性をもとに、吸気脈動分ΔＰｍｉｖｃ，ΔＴｍｉｖｃを加味した場合のものと、この吸気脈動分を０とした場合のものとの比をＲｐｕｌとして、次式（７）及び（８）により与えられる。

Ｑｃｙｌ＝Ｑｃｙｌ０×Ｒｐｕｌ ・・・（７）
Ｒｐｕｌ＝｛（Ｐｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）／Ｐｍａｖｅ｝×｛（Ｔｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）／Ｔｍａｖｅ｝^{−１／（２−Ｋ２）} ・・・（８）
この（８）式から圧力補正項及び温度補正項を抽出し、夫々シリンダ吸入空気量の圧力補正係数ＰＲＡＴＥ、温度補正係数ＴＲＡＴＥとして設定する。

ＰＲＡＴＥ＝（Ｐｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）／Ｐｍａｖｅ ・・・（９）
ＴＲＡＴＥ＝｛（Ｔｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）／Ｔｍａｖｅ｝^{−１／（２−Ｋ２）} ・・・（１０）
ＥＣＵ２０１は、テーブルの検索により算出した基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０にこの圧力補正係数ＰＲＡＴＥ及び温度補正係数ＴＲＡＴＥを乗算し、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出する。

以下、ＥＣＵ２０１の構成及び制御について、ブロック毎に説明する。なお、本実施形態では、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定に関する演算において、吸気圧力Ｐｍ及び吸気温度Ｔｍとして、吸気通路１０１内のサイクル毎の平均圧力及び平均温度を採用している。
図４は、ＥＣＵ２０１のうちシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定に関する部分の構成を示している。なお、この図４に示すシリンダ吸入空気量測定部全体により本実施形態に係る「制御手段」としての機能が実現され、シリンダ吸入空気量測定部のうち、後述する圧力補正係数算出部Ｂ１０４、温度補正係数算出部Ｂ１０５及び脈動変化量算出部により本実施形態に係る「補正手段」としての機能が実現される。

仮想ソニック吸入空気量算出部Ｂ１０１は、吸気弁開時期ＩＶＯ及び吸気弁閉時期ＩＶＣ等をもとに、（１ａ）及び（１ｂ）式により仮想ソニック吸入空気量Ｑ_Ｄを算出する。この吸気弁開時期ＩＶＯ等は、リフトセンサ等により直接的に検出してもよいが、本実施形態では、制御上の目標吸気作動角ｔθｅｖｅｎｔ及び作動中心角ＩＶＣＮＴから割り出したものを採用する。また、本実施形態では、（１ａ）式にある総開口面積ΣＡｉｖの算出期間ＰＲＤＱＤ（図１４）を、実効上死点ＴＤＣＲから吸気弁閉時期ＩＶＣまでの期間に設定している。実効上死点ＴＤＣＲは、後述する実効上死点算出部により算出され、実際の制御に際してこの仮想ソニック吸入空気量算出部Ｂ１０１に読み込まれる。

仮想ソニック吸入空気量算出部Ｂ１０１の構成を図５に示す。臨界圧力比（＝（２／（κ＋１））^{κ／（κ―１）}）のもとで得られる単位開口面積当たりのシリンダ吸入空気量ｑｓｏｎｉｃ＃に対し、吸入空気の状態に応じた変数（＝Ｐｍ／√（Ｒａ＃・Ｔｍ））及び期間ＰＲＤＱＤに亘る総開口面積ΣＡｉｖを乗算するとともに、これを時間単位に換算して、仮想ソニック吸入空気量Ｑ_Ｄを算出する。なお、ここでの総開口面積ΣＡｉｖは、単位クランク角毎の開口面積Ａｉｖ（吸気弁１０４のリフト量ＶＬＩＦＴｉに基づいて算出する。）を、実効上死点ＴＤＣＲから吸気弁閉時期ＩＶＣまでの期間に亘り積分することにより算出する。既述の通り、本実施形態では、単位開口面積当たりのシリンダ吸入空気量ｑｓｏｎｉｃ＃が臨界圧力比下で一定の値をとるため、仮想ソニック吸入空気量Ｑ_Ｄは、総開口面積ΣＡｉｖに比例することとなる。

理論最大吸入空気量算出部Ｂ１０２は、吸気弁閉時期ＩＶＣ及びこれに対する実効閉時期ＩＶＣＲのオフセット量ＩＶＣＯＦＳ、ならびに実効上死点ＴＤＣＲをもとに、（２）式により理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸを算出する。なお、既述の通り、理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸの算出期間ＰＲＤＱＭＡＸは、実効上死点ＴＤＣＲから吸気弁１０４の実効閉時期ＩＶＣＲまでの期間に設定しているが、この実効閉時期ＩＶＣＲは、設定上の吸気弁閉時期ＩＶＣからオフセット量ＩＶＣＯＦＳだけ進角させた時期として算出され、このオフセット量ＩＶＣＯＦＳは、図８に示す傾向のマップからの検索により推定する。この図８のマップにおいて、オフセット量ＩＶＣＯＦＳは、エンジン回転数ＮＥが高く、かつ吸気弁１０４のリフト量ＶＬＩＦＴｉ（たとえば、最大リフト量）が小さいときほど大きな値に設定される。

理論最大吸入空気量算出部Ｂ１０２の構成を図６に示す。実効上死点ＴＤＣＲにおける筒内容積ＶＴＤＣＲを算出するとともに、実効閉時期ＩＶＣＲにおける筒内容積ＶＩＶＣＲを算出し、これらの差（＝ＶＩＶＣＲ−ＶＴＤＣＲ）として算出される筒内容積を（２）式に代入して、理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸを算出する。
基本吸入空気量算出部Ｂ１０３は、算出した仮想ソニック吸入空気量Ｑ_Ｄ及び理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸに基づいて基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０を算出する。すなわち、第１の比ＲＱ１を算出するとともに、算出したＲＱ１によりテーブルを検索して、対応する第２の比ＲＱ２を算出し、算出したＲＱ２に理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸを乗算することで、基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０を算出する。

圧力補正係数算出部Ｂ１０４は、後述する脈動変化量算出部により算出された脈動圧力変化量ΔＰｍｉｖｃをもとに、（９）式により圧力補正係数ＰＲＡＴＥを算出する。係数Ｋ１は、０以上、かつ１以下の範囲内で、比Ｑｃｙｌ／Ｑ_ＭＡＸが大きくなり、筒内の状態変化が準静的なものに近付くのに従い２次的に増大する。
温度補正係数算出部Ｂ１０５は、後述する脈動変化量算出部により算出された脈動温度変化量ΔＴｍｉｖｃをもとに、（１０）式により温度補正係数ＴＲＡＴＥを算出する。係数Ｋ２も、係数Ｋ１と同様に０以上、かつ１以下の範囲内で、比Ｑｃｙｌ／Ｑ_ＭＡＸが大きくなるのに従い２次的に増大する。

図７は、脈動変化量算出部の構成を示している。吸気作動角θｅｖｅｎｔ（＝ＩＶＣ−ＩＶＯ）及びエンジン回転数ＮＥに基づいて脈動圧力変化量の基本値ΔＰｍｉｖｃ０をマップからの検索により算出し、算出したΔＰｍｉｖｃ０に対して実際の吸気圧力Ｐｍ（＝Ｐｍａｖｅ）による補正を施して、脈動圧力変化量ΔＰｍｉｖｃを算出する。同様にして、吸気作動角θｅｖｅｎｔ及びエンジン回転数ＮＥに基づいて脈動温度変化量の基本値ΔＴｍｉｖｃ０をマップからの検索により算出し、算出したΔＴｍｉｖｃ０に対して実際の吸気温度Ｔｍ（＝Ｔｍａｖｅ）による補正を施して、脈動温度変化量ΔＴｍｉｖｃを算出する。なお、（１１）及び（１２）式において、大気圧をＰａｔｍとする。

ΔＰｍｉｖｃ＝ΔＰｍｉｖｃ０×Ｐｍ／Ｐａｔｍ ・・・（１１）
ΔＴｍｉｖｃ＝ΔＴｍｉｖｃ０×Ｐｍ／Ｐａｔｍ ・・・（１２）
ＥＣＵ２０１は、以上のように算出した基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０をもとに、下式（１３）によりシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出する。なお、（１３）式において、オーバーラップ期間に筒内から吸気通路１０１内へ吹き返す排気の量（すなわち、吹返ガス量）をＱ_ＩＦＢとする。この吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢは、後述する吹返ガス量算出部により算出され、実際の制御に際してシリンダ吸入空気量測定部に読み込まれる。

Ｑｃｙｌ＝（Ｑｃｙｌ０−Ｑ_ＩＦＢ）×ＰＲＡＴＥ×ＴＲＡＴＥ ・・・（１３）
図９は、実効上死点算出部の構成を示している。この実効上死点算出部により本実施形態に係る「第１の特性線算出手段」、「第２の特性線算出手段」、「実効上死点算出手段」及び「筒内圧力算出手段」としての機能が実現される。
本実施形態では、オーバーラップ期間の後半における排気弁通過ガス量（ここでは、単位クランク角当たりの流量として扱う。）ＤＱｅｘｈの特性を近似的に表す第１の関数ｆｑｅｌを算出するとともに、オーバーラップ期間全体に亘る筒内ガス量変化分ＤＬＴＭの特性を近似的に表す第２の関数ｆｄｍを算出し、算出したｆｑｅｌ，ｆｄｍにより表される各近似特性線の交点を特定し、この交点の時期を実効上死点ＴＤＣＲとして算出する。これは、実効上死点ＴＤＣＲが筒内への空気の吸入が実際に開始される時期であり、筒内と吸気通路１０１内との間におけるガスの出入りが停止する時期としての意義を持つことから、筒内ガス量変化分ＤＬＴＭの全てが筒内と排気通路１０７内との間におけるガスの出入りによるものであるという物理的な事実に基づくものである。

実効上死点算出部は、ブロックＢ５０１において、吸気弁開時期ＩＶＯ及び排気弁閉時期ＥＶＣ等をもとに、オーバーラップ期間に亘り筒内圧力Ｐｃｙｌが排気圧力Ｐｅから吸気圧力Ｐｍに直線的に変化するものと近似して、オーバーラップ期間における筒内圧力Ｐｃｙｌを算出する。算出したＰｃｙｌのもと、次のように第１及び第２の関数ｆｑｅｌ，ｆｄｍを算出する。

図１０は、第１及び第２の関数ｆｑｅｌ，ｆｄｍを横軸にクランク角ＣＡを、縦軸に流量を設定した座標上に表したものである。この図１０を適宜に参照して実効上死点算出部の動作について説明する。実効上死点算出部は、ブロックＢ５０２において、第１の関数ｆｑｅｌの算出のため、オーバーラップ期間の後半における２つの点Ａ，Ｂを設定し、点Ａ，Ｂにおける排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈａ，ＤＱｅｘｈｂを算出する。本実施形態では、点Ａ，Ｂとして、排気弁閉時期ＥＶＣの点Ａと、オーバーラップ期間の後半における所定の時期ＣＡ１の点Ｂとを採用する。一方の点Ａに排気弁閉時期ＥＶＣの点を採用するのは、排気弁閉時期ＥＶＣにおける排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈ（＝ＤＱｅｘｈａ）が０であり、演算を簡素化し得るからである。他方の点Ｂは、排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈの変化にクランク角ＣＡに対する線形性が認められる範囲で任意の点を実験又はシミュレーションにより評価して決定する。本実施形態では、点Ｂとして、エンジン１の運転条件によらずこの線形性が充分な確からしさで認められる点（たとえば、ＩＶＯからＥＶＣまでの横軸上の線分を１つの辺として、この辺を３：１に内分する点）を採用する。なお、排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈは、排気ポート１０７ａの開口面積が小さい場合にこの開口面積に比例する特性を示すことから、実験等による方法に代え、排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈの線形性の評価に排気弁１０８の作動特性を採用することができる。排気弁１０８のリフト量ＶＬＩＦＴｅがクランク角ＣＡに対して直線的に減少する領域を特定し、この領域における排気弁閉時期ＥＶＣ以外の時期の点を、点Ｂに設定するのである。点Ｂにおける排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈｂは、この時期ＣＡ１に排気ポート１０７ａに形成される開口面積をＡｅｖとして、下式（１４）により算出する。なお、（１４）式において、排気温度Ｔｅは、計算により推定することもできるが、本実施形態では、排気温度センサ２１６により直接的に検出している。また、排気のガス定数Ｒｅ及び比熱比κｅは、いずれも目標当量比に基づいて算出することができる。点Ａ，Ｂを通る直線（「第１の近似特性線」に相当する。）Ｌ１の関数を、第１の関数ｆｑｅｌとして算出する。

ＤＱｅｘｈｂ＝Ａｅｖ×（Δθ／（６・ＮＥ））×（Ｐｅ／√（Ｒｅ・Ｔｅ））×√｛（２κｅ／（κｅ−１））×（（Ｐｃｙｌ／Ｐｅ）^２／κｅ−（Ｐｃｙｌ／Ｐｅ）^{（κｅ＋１）／κｅ}）｝ ・・・（１４）
他方、実効上死点算出部は、ブロックＢ５０３において、第２の関数ｆｄｍの算出のため、オーバーラップ期間中の２つの点Ｃ，Ｄを設定し、下式（１５）により点Ｃ，Ｄにおける筒内ガス量変化分ＤＬＴＭｃ，ＤＬＴＭｄを算出する。この（１５）式は、オーバーラップ期間に亘り筒内温度Ｔｃｙｌが一定であると近似して、気体の状態方程式を時間ｔにより微分して得られたものである。本実施形態では、点Ｃ，Ｄとして、幾何上死点ＴＤＣ及び吸気弁開時期ＩＶＯの各点を採用するとともに、筒内温度Ｔｃｙｌを排気温度Ｔｅにより近似する。ガス定数には、排気のガス定数Ｒｅを採用するが、これは、幾何上死点ＴＤＣ前の時期において、筒内への空気の吸入が開始されておらず、筒内が排気で占められていることによるものである。筒内圧力Ｐｃｙｌは、前述した筒内圧力Ｐｃｙｌの近似式から得ることができ、筒内容積Ｖｃｙｌは、エンジン１に固有のものとして幾何学的に算出することができる。また、これらの変数Ｐｃｙｌ，Ｖｃｙｌの時間当たりの変化率ｄＰｃｙｌ，ｄＶｃｙｌは、クランク角当たりの変化率に、エンジン回転数ＮＥに応じた係数を乗算することにより得られる。点Ｃ，Ｄを通る直線（「第２の近似特性線」に相当する。）Ｌ２の関数を、第２の関数ｆｄｍとして算出する。

ＤＬＴＭ＝（１／（Ｒｅ・Ｔｅ））×（Ｐｃｙｌ・ｄＶｃｙｌ／ｄｔ＋Ｖｃｙｌ・ｄＰｃｙｌ／ｄｔ） ・・・（１５）
実効上死点算出部は、ブロックＢ５０４において、以上のように算出した第１及び第２の関数ｆｑｅｌ，ｆｄｍにより表される直線Ｌ１，Ｌ２の交点Ｅを特定し、この交点Ｅの時期を実効上死点ＴＤＣＲとして算出する。

図１１は、吹返ガス量算出部の構成を示している。この吹返ガス量算出部により本実施形態に係る「吹返ガス量算出手段」としての機能が実現される。
本実施形態では、オーバーラップ期間の前半における吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔの特性を近似的に表す第３の関数ｆｑｉを算出するとともに、オーバーラップ期間の前半における排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈの特性を近似的に表す第４の関数ｆｑｅｆを算出し、算出したｆｑｅｆと、実効上死点算出部により算出された第１の関数ｆｑｅｌとにより表される各近似特性線の交点を特定し、この交点の時期に吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢの変化の正負が切り換わるものとして、第３の特性ｆｑｉに基づいて吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢを算出する。この交点は、排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈが第４の特性ｆｑｅｆから第１の特性ｆｑｅｌに移行する点としての性質を持つものであり、この交点を基準として筒内と排気通路１０７内との間におけるガスの出入りが収束に向かい、筒内圧力Ｐｃｙｌが急速に減少するものと考えられるからである。

以下、図１２を適宜に参照して吹返ガス量算出部の動作について説明する。なお、図１２は、関数ｆｑｅｌ，ｆｄｍ，ｆｑｉ，ｆｑｅｆを横軸にクランク角ＣＡを、縦軸に流量を設定した座標上に表したものである。
吹返ガス量算出部は、ブロックＢ６０１において、第３の関数ｆｑｉの算出のため、オーバーラップ期間の前半における２つの点Ｆ，Ｇを設定し、点Ｆ，Ｇにおける吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔｆ，ＤＱｉｎｔｇを算出する。本実施形態では、点Ｆ，Ｇとして、吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔ（＝ＤＱｉｎｔｆ）が０となる吸気弁開時期ＩＶＯの点Ｆと、オーバーラップ期間の前半における所定の時期ＣＡ２の点Ｇとを採用する。点Ｇは、吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔのクランク角ＣＡに対する線形性がエンジン１の運転条件によらず認められる範囲で任意の点を実験等により評価して決定してもよいが、本実施形態では、この線形性の評価に吸気弁１０４の作動特性を採用し、吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔと吸気弁１０４の作動特性との相似的な関係から、点Ｇを決定する。すなわち、オーバーラップ期間の前半では、吸気ポート１０１ａの開口面積が小さく、吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔがこの前半の期間における開口面積に比例するものと近似し得ることから、吸気弁１０４のリフト量ＶＬＩＦＴｉがクランク角ＣＡに対して直線的に増加する領域を特定し、この領域における吸気弁開時期ＩＶＯ以外の時期の点を、点Ｇに設定するのである。本実施形態では、点Ｇとして、吸気弁開時期ＩＶＯから排気弁閉時期ＥＶＣまでの横軸上の線分を１つの辺として、この辺を１：１に内分する点を採用する。点Ｇにおける吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔｇは、この時期に吸気ポート１０１ａに形成される開口面積をＡｉｖとして、下式（１６）により算出する。点Ｆ，Ｇを通る直線Ｌ３の関数を、第３の関数ｆｑｉとして算出する。

ＤＱｉｎｔ＝Ａｉｖ×（Δθ／（６・ＮＥ））×（Ｐｃｙｌ／√（Ｒｅ・Ｔｅ））×√｛（２κｅ／（κｅ−１））×（（Ｐｍ／Ｐｃｙｌ）^２／κｅ−（Ｐｍ／Ｐｃｙｌ）^{（κｅ＋１）／κｅ}）｝ ・・・（１６）
また、吹返ガス量算出部は、ブロックＢ６０２において、第３の関数ｆｑｉにより表される直線Ｆ３と、実効上死点算出部により算出された第２の特性ｆｄｍにより表される直線Ｌ２との交点Ｈを特定する。この交点Ｈは、筒内ガス量変化分ＤＬＴＭの全てが筒内と吸気通路１０１内との間におけるガスの出入りによるものであることを示すことから、これを排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈが０となる点Ｉを与えるものとして採用し、吸気弁開時期ＩＶＯの点Ｄと、この点Ｉとを通る直線Ｌ４の関数を、第４の関数ｆｑｅｆとして算出する。なお、吸気弁開時期ＩＶＯでは、吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔが０であり、排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈと筒内ガス量変化分ＤＬＴＭとが等しくなる。

吹返ガス量算出部は、ブロックＢ６０３において、以上のように算出した第４の特性ｆｑｅｆと、実効上死点算出部により算出された第１の特性ｆｑｅｌとにより表される直線Ｌ４，Ｌ１の交点Ｊを特定する。吹返ガス量算出部は、ブロックＢ６０４において、更に交点Ｊの時期における直線Ｌ３上の点Ｋを算出し、この点Ｋと、実効上死点ＴＤＣＲにおける横軸上の点Ｌとを通る直線Ｌ５の関数によりオーバーラップ期間の後半における吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔを近似して、下式（１７）により吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢを算出する。なお、（１７）式において、点Ｋの時期ＣＡ３における吸気弁通過ガス量Ｑｉｎｔｋを第３の関数によりｆｑｉ（ＣＡ３）として示す。

Ｑ_ＩＦＢ＝ｆｑｉ（ＣＡ３）×（（ＴＤＣＲ−ＩＶＯ）／（６・ＮＥ））／２） ・・・（１７）
図１３は、オーバーラップ期間における実際の吸気弁通過ガス量Ｑｉｎｔ、排気弁通過ガス量Ｑｅｘｈ及び筒内ガス量変化分ＤＬＴＭと、第１〜第４の関数ｆｑｅｌ，ｆｄｍ，ｆｑｉ，ｆｑｅｆにより表される近似特性線Ｌ１〜Ｌ４との関係を示している。吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢは、（１７）式により斜線で示す部分の面積として算出される。なお、本実施形態に関し、排気弁通過ガス量ＤＱｅｘｈの特性が第４の特性ｆｑｅｆから第１の特性ｆｑｅｌに移行する点Ｊの時期ＣＡ３を基準として、これよりも前の期間ＰＲＤＦがオーバーラップ期間の前半に、それ以後の期間ＰＲＤＬがオーバーラップ期間の後半に相当する。

本実施形態によれば、次のような効果を得ることができる。
すなわち、本実施形態では、オーバーラップ期間の後半における排気弁通過ガス量Ｑｅｘｈに関する第１の近似特性線Ｌ１、及びオーバーラップ期間における筒内ガス量変化分ＤＬＴＭに関する第２の近似特性線Ｌ２を算出するとともに、算出した各近似特性線Ｌ１，Ｌ２の交点Ｅを特定し、この交点Ｅの時期を実効上死点ＴＤＣＲとして算出することとした。実効上死点ＴＤＣＲは、筒内への空気の吸入開始時期としての意義を持ち、この時期における筒内ガス量変化分ＤＬＴＭの全てが筒内と排気通路１０７内との間におけるガスの出入りによるものであることから、実際の物理現象に即した的確なモデルにより実効上死点ＴＤＣＲを算出することができる。本実施形態では、算出したＴＤＣＲをシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの算出に反映させたことで、シリンダ吸入空気量を正確に算出し、エンジン１の目標トルクを高い精度で実現することができる。また、実効上死点ＴＤＣＲは、筒内への空気の吸入開始時期としての意義を持つばかりでなく、筒内から吸気通路１０１内への排気の吹返終了時期としての意義を持つ。本実施形態では、算出したＴＤＣＲに基づいて吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢを算出し、前のサイクルから持ち越された排気の量を減算したものとしてシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出することとしたので、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを正確に算出することができる。排気の吹返終了時期としての実効上死点ＴＤＣＲの意義に着目すれば、実効上死点ＴＤＣＲは、他の制御情報として、たとえば、圧縮開始時における筒内温度の推定等に広く適用することが可能であることから、的確な実効上死点ＴＤＣＲを算出し得ることは、エンジン制御全般の高精度化に貢献する。

また、本実施形態では、仮想ソニック吸入空気量Ｑ_Ｄ及び理論最大吸入空気量Ｑ_ＭＡＸを定義し、これらの量Ｑ_Ｄ，Ｑ_ＭＡＸとシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌとの間の一義的な関係を設定したことで、実際の運転に際し、吸気弁１０４等の作動特性によらずこの関係に基づいてシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出することができ、演算負荷を軽減することができる。

また、本実施形態では、吸入空気の流れがチョークする第１の領域とこれ以外の第２の領域とでシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの補正方法を異ならせたので、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの補正を領域毎に的確、かつ簡易に行い、吸気脈動の影響を加味した正確なシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを簡易に算出することができる。流れの状態に応じて変化させ得る係数Ｋ１，Ｋ２を採用し、これらの係数Ｋ１，Ｋ２により第１及び第２の領域に亘り全般的に採用可能な補正係数ＰＲＡＴＥ，ＴＲＡＴＥを設定したことで、チョークの発生如何によらず１つの式により補正を行うことができ、マップ等の多用を回避し、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの算出に要する演算負荷を軽減することができる。

以上では、吸気弁通過ガス量ＤＱｉｎｔに関する近似特性線Ｌ３，Ｌ５を算出し、これらの直線Ｌ３，Ｌ５と流量＝０を示す直線（すなわち、図１２の横軸）とにより挟まれる部分の面積として、吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢを簡易に算出する場合を例に説明した。しかしながら、吹返ガス量Ｑ_ＩＦＢは、筒内圧力Ｐｃｙｌ及び吸気圧力Ｐｍ、ならびに吸気弁１０４及び排気弁１０８の作動特性に基づいて下式（１８）により算出することもできる。（１８）式の総開口面積ΣＡｉｖには、吸気ポート１０１ａに形成される開口面積Ａｉｖを吸気弁開時期ＩＶＯから実効上死点ＴＤＣＲまでの期間に亘り積算して得たものを採用する。

Ｑ_ＩＦＢ＝ΣＡｉｖ×（Δθ／（６・ＮＥ））×（Ｐｅ／√（Ｒｅ・Ｔｅ））×√｛（２κｅ／（κｅ−１））×（（Ｐｍ／Ｐｃｙｌ）^２／κｅ−（Ｐｍ／Ｐｃｙｌ）^{（κｅ＋１）／κｅ}）｝ ・・・（１８）
また、以上では、測定したシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを吸入空気量の制御における吸気圧力Ｐｍの補正に採用することとしたが、これを燃料噴射量の設定に採用することもできる。

更に、吸入空気量の制御は、運転領域全体に亘り吸気弁１０４の作動特性の変更によることとしてもよいが、この作動特性の変更による制御を過渡運転時のみで行い、定常運転時には、スロットル開度の制御によることとしてもよい。この場合は、スロットル弁１０２の上流にエアフローメータを設置し、定常運転時に検出する吸入空気量としてシリンダ吸入空気量に代え、スロットル弁通過空気量を採用する。

本発明に係るエンジンの制御装置は、直噴ガソリンエンジンに適用することもできる。

本発明の一実施形態に係るエンジンの構成 同上エンジンの吸気動弁装置の構成 同上吸気動弁装置の作動角変更機構の構成 シリンダ吸入空気量測定部の構成 仮想ソニック吸入空気量算出部の構成 理論最大吸入空気量算出部の構成 脈動変化量算出部の構成 吸気弁閉時期のオフセット量ＩＶＣＯＦＳの算出マップ 実効上死点算出部の構成 同上実効上死点算出部の動作説明 吹返ガス量算出部の構成 同上吹返ガス量算出部の動作説明 実際の吸気弁通過ガス量、排気弁通過ガス量及び筒内ガス量変化分と各近似特性線との関係 吸気弁及び排気弁の作動特性、筒内圧力、ならびに単位クランク角当たりのシリンダ吸入空気量の関係

符号の説明

１…エンジン、１０１…吸気通路、１０２…スロットル弁、１０３…インジェクタ、１０４…吸気弁、１０５…吸気動弁装置、１０６…点火プラグ、１０７…排気通路、１０８…排気弁、１５１…駆動軸、１５２…揺動カム、１５３…偏心駆動カム、１５４…リング状リンク、１５５…制御軸、１５６…偏心制御カム、１５７…ロッカーアーム、１５８…ロッド状リンク、１６１…電磁アクチュエータ、１６２…ギア列、２０１…エンジンコントローラ、２１１…アクセルセンサ、２１２…クランク角センサ、２１３…吸気圧力センサ、２１４…吸気温度センサ、２１５…排気圧力センサ、Ａ…吸気動弁装置の作動角変更機構、Ｂ…吸気動弁装置の中心角変更機構。

Claims (11)

1. 吸気弁及び排気弁の弁開期間が互いに重なり合う運転条件が設定されたエンジンの制御装置であって、
   前記弁開期間が重なり合うオーバーラップ期間の後半における複数の時期、ならびにこれらの時期における、排気ポートの開口面積、ならびに排気通路内及び筒内の各圧力に基づき算出される排気弁通過ガス量に基づいて、前記後半の期間における排気弁通過ガス量に関する第１の近似特性線を算出する第１の特性線算出手段と、
   前記オーバーラップ期間中の複数の時期及びこれらの時期における、筒内の容積及び圧力に基づき算出される筒内ガス量変化分に基づいて、前記オーバーラップ期間における筒内ガス量変化分に関する第２の近似特性線を算出する第２の特性線算出手段と、
   前記第１及び第２の特性線算出手段により算出された各近似特性線の交点を特定して、この交点の時期を実効上死点として算出する実効上死点算出手段と、
   前記実効上死点算出手段により算出された実効上死点に基づいて、エンジン制御に関する所定の演算を実行する制御手段と、を含んで構成されるエンジンの制御装置。
2. 前記第１の近似特性線の算出に関する前記複数の時期に排気弁閉時期が含まれる請求項１に記載のエンジンの制御装置。
3. 前記第２の近似特性線の算出に関する前記複数の時期に、筒内容積が最も小さくなる時期である幾何上死点及び吸気弁開時期のうち、少なくとも一方が含まれる請求項１又は２に記載のエンジンの制御装置。
4. 前記オーバーラップ期間における筒内圧力の変化を直線により近似して、この期間における筒内圧力を算出する筒内圧力算出手段を更に含んで構成される請求項１〜３のいずれかに記載のエンジンの制御装置。
5. エンジンの筒内に吸入される空気の量が吸気弁の作動特性を変更して制御されるエンジンに適用される請求項１〜４のいずれかに記載のエンジンの制御装置。
6. 前記制御手段は、前記実効上死点に基づいて、筒内に吸入される空気の量であるシリンダ吸入空気量を算出する請求項５に記載のエンジンの制御装置。
7. 前記制御手段は、吸気弁の作動特性に応じた吸気ポートの開口面積でソニック流として吸入した場合に得られるシリンダ吸入空気量を仮想ソニック吸入空気量ＱＤとし、かつ吸気の開始から終了までのピストンの行程容積を吸気弁上流における吸入空気の密度及び温度で充填した場合に得られるシリンダ吸入空気量を理論最大吸入空気量ＱＭＡＸとして、実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌに関して第１の比ＱＤ／ＱＭＡＸ、及び第２の比Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸの間の一義的な関係が設定され、実際の運転時において、前記第１の比を算出するとともに、算出した第１の比に基づいて前記関係により前記実際のシリンダ吸入空気量を算出するものであり、前記仮想ソニック吸入空気量及び前記理論最大吸入空気量の算出期間の始期を前記実効上死点として、前記第１の比を算出する請求項６に記載のエンジンの制御装置。
8. 前記制御手段は、前記仮想ソニック吸入空気量の算出期間の終期を吸気弁閉時期とする請求項７に記載のエンジンの制御装置。
9. 前記制御手段は、前記理論最大吸入空気量の算出期間の終期を、エンジン回転数が高いほど大きく、吸気弁の最大リフト量が小さいほど大きなクランク角オフセット量だけ吸気弁閉時期から遅角した、吸気弁の実効閉時期とする請求項７又は８に記載のエンジンの制御装置。
10. 前記制御手段は、前記関係により算出した基本吸入空気量に対し、吸気通路内における気柱振動に起因するシリンダ吸入空気量の変動分に応じた補正を施す補正手段を含んで構成され、
    前記補正手段は、筒内へ向かう吸入空気の流れがチョークする第１の領域と、この第１の領域以外の第２の領域とが定められ、前記第１及び第２の領域の間で異なる特性により前記補正を行う請求項７〜９のいずれかに記載のエンジンの制御装置。
11. 前記補正手段は、前記第１の領域において、前記変動分に応じたシリンダ吸入空気量の補正量を実質的に０とする一方、前記第２の領域において、前記気柱振動分を加味した実際の吸気圧力に比例し、かつ前記気柱振動分を加味した実際の吸気温度の逆数に比例する特性により、前記補正を行う請求項１０に記載のエンジンの制御装置。

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