JP4839909B2 - エンジンの制御装置 - Google Patents
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Description
本発明は、少なくとも吸気弁の作動特性を可変制御するエンジンの制御装置に関し、詳しくは、エンジン制御のために、シリンダに吸入されるシリンダ吸入空気温度やシリンダ吸入空気量を推定する技術に関する。
従来、一般的なガソリンエンジンでは、スロットル弁によって吸入空気量を制御しており、このスロットル弁を通過する空気量（スロットル通過空気量）を負荷の指標として採用している。
また、負荷の指標として、上記スロットル通過空気量に代えて、シリンダ吸入空気量を採用し、これを推定（算出）の対象としたものもある（特許文献１）。この装置では、エアフローメータの出力からマニホールド部へ流入する空気量を算出するとともに、このマニホールド部に流入する空気量とマニホールド部から筒内へ流出するシリンダ吸入空気量との収支計算を行ってマニホールド部の空気量を算出し、このマニホールド部の空気量とシリンダ容積とに基づいてシリンダ吸入空気量を算出するようにしている。
特開２００１−５００９１号公報
また、負荷の指標として、上記スロットル通過空気量に代えて、シリンダ吸入空気量を採用し、これを推定（算出）の対象としたものもある（特許文献１）。この装置では、エアフローメータの出力からマニホールド部へ流入する空気量を算出するとともに、このマニホールド部に流入する空気量とマニホールド部から筒内へ流出するシリンダ吸入空気量との収支計算を行ってマニホールド部の空気量を算出し、このマニホールド部の空気量とシリンダ容積とに基づいてシリンダ吸入空気量を算出するようにしている。
ところで、近年、スロットル弁による絞り損失を低減して燃費向上等を図るため、吸気弁の作動特性（開閉時期、リフト量）を可変制御することでシリンダ吸入空気量を制御するものも知られている。このような装置においても、目標トルクとなるように吸入空気量を制御する場合など、吸気弁を通過するシリンダ吸入空気量を算出（推定）して、これを負荷の指標として用いたい要求がある。
しかしながら、吸気弁の作動特性を可変制御することによってシリンダ吸入空気量を制御する場合、吸気弁通過時に吸気弁の熱によって吸入空気の温度が上昇することがあるため、シリンダ吸入空気量を精度よく推定するためには、その温度上昇分を含んだシリンダ吸入空気温度を正確に求める必要がある。また、その他のエンジン制御においても、シリンダ吸入空気温度を正確に求めることで、その制御精度の向上を図ることが可能である。
本発明は、このような実情に鑑みなされたものであり、吸気弁の作動特性を可変制御するエンジンにおいて、エンジン制御に用いるシリンダ吸入空気温度やシリンダ吸入空気量を精度よく推定することを目的とする。
このため、本発明では、吸気弁の作動特性（開閉時期やリフト量など）を可変制御するエンジンの制御装置であって、前記吸気弁の吸気上流側の上流側吸気温度を検出する吸気温度検出手段と、前記吸気弁の温度を検出する吸気弁温度検出手段と、前記上流側吸気温度と前記吸気弁温度とに基づいて、シリンダ内に吸入されるシリンダ吸入空気温度を推定するシリンダ吸入空気温度推定手段と、を含んで構成され、前記シリンダ吸入空気温度推定手段は、前記上流側吸気温度と、前記吸気弁を通過する際に前記吸気弁温度に応じて該吸気弁から受ける熱による温度上昇分であって、シリンダ内圧と吸気圧との比に相当する吸気弁の前後圧力比によって吸気弁を通過する吸入空気の流れがソニック流となるときに一定値をとり、非ソニック流のときには前記前後圧力比が大きくなるほどゼロに近付く係数に基づいて、前記吸気弁のリフト量が大きい場合に比較して小さいときの受熱量が大きくなるように補正される前記温度上昇分とに基づいて前記シリンダ吸入空気温度を推定し、前記シリンダ吸入空気温度推定手段により推定されたシリンダ吸入空気温度をエンジン制御に用いることを特徴とする。
本発明によれば、シリンダに吸入される際に通過する吸気弁から受ける熱による上昇分も考慮するので、シリンダ吸入空気温度を精度よく推定できる。このため、かかるシリンダ吸入空気温度を様々なエンジン制御に直接又は間接的に用いることで、各制御の精度を向上できる。例えば、吸気弁の作動特性とエンジン運転状態に基づいて推定（算出）されたシリンダ吸入空気量（通常、吸気弁上流側の吸気状態を前提としており、吸気弁通過時の温度上昇分は考慮されていない）を、シリンダ吸入空気温度に応じて補正して実際のシリンダ吸入空気量を精度よく推定する（すなわち、上記温度上昇分を考慮した推定を行う）ことが可能となる。これにより、吸入空気量制御や燃料噴射制御の精度を向上できる。また、シリンダ内の初期温度を推定できるので、これを基準とした逐次計算等によってシリンダ内の温度状態を常に精度よく把握できることとなり、点火時期等をそのとき温度に応じて補正等してより適切な時期に設定することも可能である。
以下、本発明の実施の形態を図に基づいて説明する。
図１は、本発明の一実施形態に係る内燃機関（エンジン）１の概略構成を示している。
図１において、エンジン１の吸気通路１０１には、吸気上流側から電子制御式のスロットル弁１０２、燃料噴射弁１０３及び吸気弁１０４が配設されている。
スロットル弁１０２は、その開度（スロットル開度）に応じて吸入空気量を制御することが可能である。但し、本実施形態では、主として吸気弁１０４の作動特性を制御することで吸入空気量を制御することとし、スロットル弁１０２は補助的に用いるようにしている。燃料噴射弁１０３は、入力される噴射信号によって開弁駆動され、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を噴射する。そして、吸気弁１０４が開駆動されることにより、吸入空気及び燃料の混合気が筒内（燃焼室内）に導入される。吸気弁１０４（の開閉）は、その上方に設けられた動弁機構１０５によって駆動される。
図１は、本発明の一実施形態に係る内燃機関（エンジン）１の概略構成を示している。
図１において、エンジン１の吸気通路１０１には、吸気上流側から電子制御式のスロットル弁１０２、燃料噴射弁１０３及び吸気弁１０４が配設されている。
スロットル弁１０２は、その開度（スロットル開度）に応じて吸入空気量を制御することが可能である。但し、本実施形態では、主として吸気弁１０４の作動特性を制御することで吸入空気量を制御することとし、スロットル弁１０２は補助的に用いるようにしている。燃料噴射弁１０３は、入力される噴射信号によって開弁駆動され、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を噴射する。そして、吸気弁１０４が開駆動されることにより、吸入空気及び燃料の混合気が筒内（燃焼室内）に導入される。吸気弁１０４（の開閉）は、その上方に設けられた動弁機構１０５によって駆動される。
この動弁機構１０５は、図２に示すように、吸気弁１０４のリフト量及び作動角を連続的に変更できるＶＥＬ機構１０５ａと、吸気弁１０４の作動角の中心位相を連続的に変更できるＶＴＣ機構１０５ｂと、を含んで構成されている。
ＶＥＬ機構１０５ａは、図２、３に示すように、クランクシャフトの回転に連動して回転し、気筒列方向に延びる駆動軸１５１と、この駆動軸１５１の外周に相対回転可能に取り付けられ、バルブリフタ１４１を介して吸気弁１０４を開閉駆動する揺動カム１５２と、駆動軸１５１の外周に固定された偏心カム１５３と、この偏心カム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と略平行に設けられた制御軸１５５と、この制御軸の外周に偏心して固定された制御カム１５６と、この制御カム１５６に相対回転可能に外嵌し、その一端でリング状リンク１５４と連携（連結）されたロッカアーム１５７と、このロッカアーム１５７の他端と揺動カム１５２とを連携（連結）するロッド状リンク１５８とを含んで構成される。そして、電磁アクチュエータ１６１によってギヤ列１６２を介して制御軸１５５を回転させることにより、ロッカアーム１５７の揺動中心が変化して、吸気弁１０４のリフト量及び作動角を連続的に変化させるものである。
ＶＥＬ機構１０５ａは、図２、３に示すように、クランクシャフトの回転に連動して回転し、気筒列方向に延びる駆動軸１５１と、この駆動軸１５１の外周に相対回転可能に取り付けられ、バルブリフタ１４１を介して吸気弁１０４を開閉駆動する揺動カム１５２と、駆動軸１５１の外周に固定された偏心カム１５３と、この偏心カム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と略平行に設けられた制御軸１５５と、この制御軸の外周に偏心して固定された制御カム１５６と、この制御カム１５６に相対回転可能に外嵌し、その一端でリング状リンク１５４と連携（連結）されたロッカアーム１５７と、このロッカアーム１５７の他端と揺動カム１５２とを連携（連結）するロッド状リンク１５８とを含んで構成される。そして、電磁アクチュエータ１６１によってギヤ列１６２を介して制御軸１５５を回転させることにより、ロッカアーム１５７の揺動中心が変化して、吸気弁１０４のリフト量及び作動角を連続的に変化させるものである。
ＶＴＣ機構１０５ｂは、クランクシャフトに対する駆動軸１５１の回転位相を変化させるものであり、公知の、いわゆるバルブタイミング制御機構を用いることができる。詳細な説明は省略するが、ここでは、クランクシャフトと同期して回転するカムスプロケット１６３と駆動軸１５１との間に中間ギヤを介装してヘリカルギヤ列を形成し、中間ギヤを前後方向（軸方向）に移動させることにより、駆動軸１５１のカムスプロケット１６３（クランクシャフト)に対する回転位相を変化させるようにしている。
再び図１に戻って、シリンダヘッドＨには、燃焼室１０９の上部中央に臨ませて点火プラグ１０６が設けられており、この点火プラグ１０６によって、筒内に導入された混合気への点火が行われる。
燃焼排気は、燃焼室１０９から排気弁１０８を介して排気通路１０７に排出され、図示しない排気浄化触媒等によって浄化された後、大気中に放出される。なお、排気弁１０８は、排気側カム軸１１０に設けられた駆動カム１１１によって、その作動角（リフト量）及び作動角の中心位相が一定のまま開閉駆動される。もちろん、吸気弁１０４側と同様の動弁機構（異なる構成のものであってもよい）を設けて、その作動角、リフト及び／又は作動角の中心位相を変更可能としてもよい。
燃焼排気は、燃焼室１０９から排気弁１０８を介して排気通路１０７に排出され、図示しない排気浄化触媒等によって浄化された後、大気中に放出される。なお、排気弁１０８は、排気側カム軸１１０に設けられた駆動カム１１１によって、その作動角（リフト量）及び作動角の中心位相が一定のまま開閉駆動される。もちろん、吸気弁１０４側と同様の動弁機構（異なる構成のものであってもよい）を設けて、その作動角、リフト及び／又は作動角の中心位相を変更可能としてもよい。
マイクロコンピュータを内蔵するエンジンコントローラ（ＥＣＵ）２０１には、アクセル開度ＡＰＯを検出するアクセルセンサ２１１、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、吸気通路１０１内の圧力（ここでは、吸気コレクタ内圧力であり、以下「吸気圧力」という）Ｐｍを検出する吸気圧力センサ２１３、吸気通路１０１内の温度（すなわち、吸気弁１０４の吸気上流側の空気温度のことであり、以下「吸気温度」という）Ｔｍを検出する吸気温度センサ２１４、及び排気通路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等の各種センサから検出信号が入力される。なお、エンジン回転速度Ｎｅはクランク角センサ２１２の検出結果に基づいて算出される。
そして、ＥＣＵ２０１は、アクセル開度ＡＰＯやエンジン回転速度Ｎｅ等のエンジン運転条件に基づいて、燃料噴射制御、点火時期制御等のエンジン制御を実行する。また、エンジン１の目標トルクを演算し、この目標トルク相当のシリンダ吸入空気量（目標吸入空気量）が得られるように、スロットル弁１０２及び動弁機構１０５を制御する（すなわち、吸入空気量制御を実行する）。
かかる吸入空気量制御は、上述したように、主として、動弁機構１０５による吸気弁１０４の作動特性（開閉時期及び／又はリフト量）の制御によって目標吸入空気量へと制御することを基本とするが、それだけでは不十分なとき、例えば、動弁機構１０５を目標へと制御しても（実際の）シリンダ吸入空気量と目標吸入空気量とにズレが生じてしまうような場合などには、（補助的に）スロットル１０２を制御して（吸気圧力Ｐｍを調整して）目標吸入空気量を実現するようにしている。
ここで、本実施形態において、上記吸入空気量制御に関連して行われる、（１）シリンダ吸入空気温度Ｔｃの推定（算出）、（２）シリンダ吸入空気量（新気量）Ｑｃｙｌの算出（推定）について説明する。
（１）シリンダ吸入空気温度Ｔｃの推定（算出）
エンジン運転中、吸気弁１０４はエンジン１の燃焼による影響を受けており、高温状態となっている。したがって、シリンダ内に吸入される空気は、吸気弁１０４を通過する際に吸気弁１０４から受ける熱によって温度上昇する（すなわち、実際のシリンダ吸入空気温度Ｔｃは、上記吸気温度センサ２１４によって検出される吸気温度Ｔｍよりも上昇している）。なお、かかる温度上昇は、吸気弁１０４のリフト量が低いほど、大きくなると考えられる。そのため、例えば、シリンダ吸入空気量を正確に算出（推定）しようとする場合には、上記吸気温度センサ２１４で検出する吸気温度（吸気弁１０４の上流側の温度）Ｔｍだけでは不十分であり、吸気弁通過時に温度上昇するシリンダ吸入空気温度Ｔｃを求める必要がある。そこで、本実施形態では、以下のようにしてシリンダ吸入空気温度Ｔｃを推定する。
（１）シリンダ吸入空気温度Ｔｃの推定（算出）
エンジン運転中、吸気弁１０４はエンジン１の燃焼による影響を受けており、高温状態となっている。したがって、シリンダ内に吸入される空気は、吸気弁１０４を通過する際に吸気弁１０４から受ける熱によって温度上昇する（すなわち、実際のシリンダ吸入空気温度Ｔｃは、上記吸気温度センサ２１４によって検出される吸気温度Ｔｍよりも上昇している）。なお、かかる温度上昇は、吸気弁１０４のリフト量が低いほど、大きくなると考えられる。そのため、例えば、シリンダ吸入空気量を正確に算出（推定）しようとする場合には、上記吸気温度センサ２１４で検出する吸気温度（吸気弁１０４の上流側の温度）Ｔｍだけでは不十分であり、吸気弁通過時に温度上昇するシリンダ吸入空気温度Ｔｃを求める必要がある。そこで、本実施形態では、以下のようにしてシリンダ吸入空気温度Ｔｃを推定する。
まず、シリンダ内に吸入される空気が、吸気弁１０４を通過する際に吸気弁１０４から受ける熱量（受熱量）ＨＱｃは、次式（１）で表すことができる。
ＨＱｃ＝ｋＱ・ｈ・（Ｔｖ−Ｔｍ）・Ａｖ・Δｔｖ [Ｊ]…（１）
式（１）において、ｈは熱伝達率である。また、ｋＱは、吸気弁１０４の前後圧力比（シリンダ内圧力Ｐｃ／吸気圧力Ｐｍ）に応じて設定される係数であり、図４に示すように、ソニック流状態ではｋＱ＝１に設定され、それ以外では前後圧力比（Ｐｃ／Ｐｍ）が大きくなるほど０に近づく値として設定される。通常は、リフト量が低い領域において吸気弁１０４を通過する流れがソニック流となるから、かかる係数ｋＱを設けることによって、結果として、リフト量が小さい（低い）領域において（のみ）吸気弁通過時の温度上昇分に対する補正が行われることになる（後述する式（４）を参照）。これは、リフト量が低いほど、吸入空気が吸気弁１０４の熱の影響を受け易い（温度上昇し易い）一方、リフト量がある程度高くなるとその影響が無視できる程度になるからである。
ＨＱｃ＝ｋＱ・ｈ・（Ｔｖ−Ｔｍ）・Ａｖ・Δｔｖ [Ｊ]…（１）
式（１）において、ｈは熱伝達率である。また、ｋＱは、吸気弁１０４の前後圧力比（シリンダ内圧力Ｐｃ／吸気圧力Ｐｍ）に応じて設定される係数であり、図４に示すように、ソニック流状態ではｋＱ＝１に設定され、それ以外では前後圧力比（Ｐｃ／Ｐｍ）が大きくなるほど０に近づく値として設定される。通常は、リフト量が低い領域において吸気弁１０４を通過する流れがソニック流となるから、かかる係数ｋＱを設けることによって、結果として、リフト量が小さい（低い）領域において（のみ）吸気弁通過時の温度上昇分に対する補正が行われることになる（後述する式（４）を参照）。これは、リフト量が低いほど、吸入空気が吸気弁１０４の熱の影響を受け易い（温度上昇し易い）一方、リフト量がある程度高くなるとその影響が無視できる程度になるからである。
ここで、前後圧力比（Ｐｃ／Ｐｍ）を求める際に必要となるシリンダ内圧力Ｐｃは、圧力センサ等を設けて直接検出するようにしてもよいが、本実施形態では、エンジン回転速度Ｎｅ及び吸気弁１０４のリフト量ＶＬＩＦＴｉに基づいて、図５に示すようなマップを参照して算出する。ここで算出される値は、当該状態での吸気弁開期間におけるシリンダ内圧力の「代表値」としてあらかじめ設定しておいたものである。シリンダ内圧力Ｐｃは、エンジン回転速度Ｎｅが高く、吸気弁１０４のリフト量ＶＬＩＦＴｉが大きいほど大きな値に設定される。
また、Ｔｖは吸気弁１０４の温度（より具体的には、バルブシート部近傍の温度）であり、本実施形態では、エンジン運転状態（エンジン回転速度Ｎｅ、負荷）に基づいて、図６に示すようなマップを参照して算出する。吸気弁１０４の温度は、一燃焼毎に大きく変化するとは考えられないから、図６に示すように、負荷として充填効率ηｖの前回値を用いることができる。ここで、算出した値をそのまま用いるようにしてもよいが、これに一次遅れ処理等を施したものを用いるのが好ましい。但し、これらに限られるものではなく、吸気弁１０４の温度を求めることができればよく、温度センサを設けて直接検出するようにしたり、シリンダ壁温（検出又は推定する）Ｔｃｗ及び冷却水温度Ｔｗから、例えばＴｖ＝ｋＴ・（Ｔｃｗ−Ｔｗ） （ｋＴは係数）などの演算式を用いて算出したりするようにしてもよい。
Ａｖは、吸気弁通過時に吸入される空気が吸気弁１０４と接触する面積のことであり、本実施形態では、吸気弁１０４のバルブシート部の面積を採用している（図７のハッチング部参照）。
Δｔｖは、吸気弁１０４の開口時間[ｓ]であり、バルブ開口期間Ｓｖ[ｄｅｇ]に１クランク角当たりの時間６０／Ｎｅ[ｓ／ｄｅｇ]を乗算して算出される（Δｔｖ＝Ｓｖ・６０／Ｎｅ）。
Δｔｖは、吸気弁１０４の開口時間[ｓ]であり、バルブ開口期間Ｓｖ[ｄｅｇ]に１クランク角当たりの時間６０／Ｎｅ[ｓ／ｄｅｇ]を乗算して算出される（Δｔｖ＝Ｓｖ・６０／Ｎｅ）。
次に、吸気弁１０４の熱量（放熱量）ＨＱｖは、次式（２）により算出される。
ＨＱｖ＝ν・Ｍｖ・Ｔｖ [Ｊ]…（２）
但し、νは吸気弁１０４の比熱、Ｍｖは吸気弁１０４の質量である。
ここで、吸気弁温度はＴｖのまま維持されるものとし、吸気弁通過時にシリンダに吸入される空気全体としての温度上昇分をΔＴとすると、上記式（１）、（２）から式（３）のように表すことができ、これを整理して式（４）を得る。
ＨＱｖ＝ν・Ｍｖ・Ｔｖ [Ｊ]…（２）
但し、νは吸気弁１０４の比熱、Ｍｖは吸気弁１０４の質量である。
ここで、吸気弁温度はＴｖのまま維持されるものとし、吸気弁通過時にシリンダに吸入される空気全体としての温度上昇分をΔＴとすると、上記式（１）、（２）から式（３）のように表すことができ、これを整理して式（４）を得る。
ＨＱｃ／ＨＱｖ＝（Ｔｍ＋ΔＴ）／Ｔｖ…（３）
Ｔｃ＝（Ｔｍ＋ΔＴ）＝（ＨＱｃ／ＨＱｖ）・Ｔｖ…（４）
このようにして、シリンダ吸入空気温度Ｑｃｙｌを吸気弁１０４の吸気上流側の吸気温度Ｔｍに、吸気弁１０４を通過する際に該吸気弁１０４から受ける熱による温度上昇分ΔＴを加算した値（Ｔｍ＋ΔＴ）として算出する。
Ｔｃ＝（Ｔｍ＋ΔＴ）＝（ＨＱｃ／ＨＱｖ）・Ｔｖ…（４）
このようにして、シリンダ吸入空気温度Ｑｃｙｌを吸気弁１０４の吸気上流側の吸気温度Ｔｍに、吸気弁１０４を通過する際に該吸気弁１０４から受ける熱による温度上昇分ΔＴを加算した値（Ｔｍ＋ΔＴ）として算出する。
なお、算出したシリンダ吸入空気温度Ｑｃｙｌは、後述するシリンダ吸入空気量推定に用いられる（シリンダ吸入空気温度Ｑｃｙｌに応じた補正を行う）ほか、次のような利用方法もある。すなわち、吸入された時点のシリンダ内温度（初期温度）を推定することができるから、この温度を基準として逐次計算等を行うことによって、その後のシリンダ内の温度状態を精度よく把握することができる。このため、シリンダ内の温度状態に応じて適切な点火時期を設定すること（点火時期の補正を行うこと）も可能となる。
（２）シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの推定（算出）
本実施形態におけるシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの算出を概説すると次のようである。
まず、吸気弁１０４の作動特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合のシリンダ吸入空気量（以下「ソニック吸入空気量」という）ＱＤ、及び吸気行程開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁１０４上流側の（吸気）状態で充填した場合のシリンダ吸入空気量、すなわち、当該吸気弁１０４の作動特性において最大限吸入し得るシリンダ吸入空気量（以下「最大吸入空気量」という）ＱＭＡＸを算出する。
本実施形態におけるシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの算出を概説すると次のようである。
まず、吸気弁１０４の作動特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合のシリンダ吸入空気量（以下「ソニック吸入空気量」という）ＱＤ、及び吸気行程開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁１０４上流側の（吸気）状態で充填した場合のシリンダ吸入空気量、すなわち、当該吸気弁１０４の作動特性において最大限吸入し得るシリンダ吸入空気量（以下「最大吸入空気量」という）ＱＭＡＸを算出する。
ここで、吸気弁１０４の作動特性に応じた実際のシリンダ吸入空気量をＱｃｙｌとすると、（ＱＤ／ＱＭＡＸ）と（Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ）との間に一義的な関係があることが確認されており、（ＱＤ／ＱＭＡＸ）に基づいて、かかる一義的な関係より（Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ）の値を求める。そして、この求めた値（Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ）にＱＭＡＸを乗算することで基本吸入空気量（シリンダ吸入空気量の基本値）Ｑｃｙｌ０とする。
この基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０は、シリンダ内に吸入される吸気量（ガス量）に相当するものであるが、そこにはオーバーラップ期間中に吸気ポートへと吹き返された排気が再吸入される分（以下「吹き返しガス量」という）ＱＩＦＢも含まれている。そこで、上記基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０から吹き返しガス量ＱＩＦＢを減算して、制御に必要なシリンダ吸入空気量（新気量）Ｑｃｙｌ１とする。
基本的には、このようにしてシリンダ吸入空気量が求められるのであるが、本実施形態では、後述するように、このシリンダ吸入空気量（新気量）Ｑｃｙｌ１に対して、吸気弁通過時に上昇した温度分の補正（すなわち、上記シリンダ吸入空気温度に応じた補正）、及び吸気脈動に起因する変動分の補正を行って（最終的な）シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌとすることで、シリンダ吸入空気量の推定精度を高めている。
以下、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの算出を説明するが、これに先立って以下の演算（制御）で用いる値について説明しておく。
図８は、（ａ）吸気弁１０４及び排気弁１０８の作動特性（リフト量をそれぞれＶＬＩＦＴｉ、ＶＬＩＦＴｅと記す）、（ｂ）シリンダ内圧力Ｐｃ、及び（ｃ）単位クランク角当たりのシリンダ吸入空気量ＤＬＴＱの関係を示している。
図８は、（ａ）吸気弁１０４及び排気弁１０８の作動特性（リフト量をそれぞれＶＬＩＦＴｉ、ＶＬＩＦＴｅと記す）、（ｂ）シリンダ内圧力Ｐｃ、及び（ｃ）単位クランク角当たりのシリンダ吸入空気量ＤＬＴＱの関係を示している。
図８に示すように、本実施形態では、シリンダ内圧力Ｐｃが低下して吸気圧力Ｐｍに一致する点（つまり、実際の吸気行程開始時期）を「実効上死点ＴＤＣＲ」と、シリンダ内において吸入空気の圧縮が実質的に開始される点（つまり、実際の吸気行程終了点）を「実効閉時期ＩＶＣＲ」と、吸気弁１０４のリフト量と排気弁１０８のリフト量とが一致する点（つまり、オーバーラップ中心）におけるクランク角を「オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＴＲ」と、上記「実効上死点ＴＤＣＲ」の「オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴ」からのオフセット量を「上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳ」と、上記「実効閉時期ＩＶＣＲ」の（設定上の）吸気弁閉時期ＩＶＣからのオフセット量を「ＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳ」としている。
図９は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの算出（推定）のメインブロック図である。
ＱＤ演算部Ｂ２０１は、ソニック吸入空気量ＱＤを下式（５）により演算する（詳細は図１０を参照）。
ＱＤ演算部Ｂ２０１は、ソニック吸入空気量ＱＤを下式（５）により演算する（詳細は図１０を参照）。
但し、Ａは所定クランク角Δθ毎に検出（算出）される吸気弁開口面積であり、（ΣＡ）はその積分値（総開口面積）である。また、Ｒａは空気のガス定数、κは空気の比熱比である。Δｔは所定クランク角Δθを時間換算した値であり、ここではΔｔ＝Δθ／（６・Ｎｅ）の演算式で算出される。
ここで、吸気弁１０４を通過する吸入空気がソニック流の場合、吸気弁１０４の前後圧力比（Ｐｃ／Ｐｍ）は、常に臨界圧力比（＝｛２／（κ＋１）｝（κ／κ−１））を示すことになるので固定値（定数）ｑＳＯＮＩＣとなる。よって、式（５）は、次式（６）で表すことができる。
ここで、吸気弁１０４を通過する吸入空気がソニック流の場合、吸気弁１０４の前後圧力比（Ｐｃ／Ｐｍ）は、常に臨界圧力比（＝｛２／（κ＋１）｝（κ／κ−１））を示すことになるので固定値（定数）ｑＳＯＮＩＣとなる。よって、式（５）は、次式（６）で表すことができる。
図１０は、ＱＤ演算部Ｂ２０１で行われる演算処理の内容を詳細に示している。
総開口面積算出部Ｂ２１１は、吸気弁開時期ＩＶＯ及び吸気弁閉時期ＩＶＣから吸気弁１０４の作動特性（開閉時期及びリフト量）を把握するとともに、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴ及び上死点オフセットＴＤＣＯＦＳから実効上死点ＴＤＣＲを算出し、この実効上死点ＴＤＣＲから吸気弁閉時期ＩＶＣまでの吸気弁１０４開期間中における単位クランク角（Δθ）毎の吸気弁開口面積Ａを上記把握した作動特性から算出し、各算出値を積算して総開口面積（ΣＡ）とする。
総開口面積算出部Ｂ２１１は、吸気弁開時期ＩＶＯ及び吸気弁閉時期ＩＶＣから吸気弁１０４の作動特性（開閉時期及びリフト量）を把握するとともに、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴ及び上死点オフセットＴＤＣＯＦＳから実効上死点ＴＤＣＲを算出し、この実効上死点ＴＤＣＲから吸気弁閉時期ＩＶＣまでの吸気弁１０４開期間中における単位クランク角（Δθ）毎の吸気弁開口面積Ａを上記把握した作動特性から算出し、各算出値を積算して総開口面積（ΣＡ）とする。
ここで、上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳは、エンジン回転速度Ｎｅ及びオーバーラップ中心ＯＶＬＣＴＲに対するオーバーラップ開口面積ＯＶＬＡ（＝吸気弁開口面積＝排気弁開口面積）に基づいて、図１１に示すようなマップを参照して算出する。上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳは、エンジン回転速度Ｎｅが高く、オーバーラップ開口面積ＯＶＬＡが小さいほど大きくなる特性を有しており（図１１参照）、また、オーバーラップ開口面積ＯＶＬＡは、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＴＲが小さいほど（進角側にあるほど）大きくなる特性を有している（図１２参照）。
一方、乗算部Ｂ２１２は、吸気温度Ｔｍと空気のガス定数Ｒａとを乗算し、変換部Ｂ２１３は、図に示すようなテーブルを検索して乗算部Ｂ２１２の算出結果（Ｒａ・Ｔｍ）をその平方根｛√（Ｒａ・Ｔｍ）｝に変換する。除算部Ｂ２１４は、吸気圧力Ｐｍを前記平方根｛√（Ｒａ・Ｔｍ）｝で除算し、乗算部Ｂ２１５は、除算部Ｂ２１４の算出結果に定数ｑＳＯＮＩＣを乗算する（｛Ｐｍ・ｑＳＯＮＩＣ／（√（Ｒａ・Ｔｍ）｝）。
そして、乗算部Ｂ２１６は、総開口面積演算部Ｂ２１１の算出結果ΣＡ）に乗算部Ｂ２１５の算出結果（｛Ｐｍ・ｑＳＯＮＩＣ／√（Ｒａ・Ｔｍ）｝を乗算し、乗算部Ｂ２１７は、さらに積分間隔時間Δｔ１｛＝Δθ／（６・Ｎｅ）｝を乗算する。これにより、上記（２）式に示すソニック吸入空気量ＱＤが算出される。
図９に戻って、ＱＭＡＸ演算部Ｂ２０２は、最大吸入空気量ＱＭＡＸを下式（７）により演算する（詳細は図１３を参照）。
図９に戻って、ＱＭＡＸ演算部Ｂ２０２は、最大吸入空気量ＱＭＡＸを下式（７）により演算する（詳細は図１３を参照）。
但し、ＶＩＶＣは吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積であり、ＶＴＤＣは上死点におけるシリンダ容積である。ところで、静的に見れば、式（７）に示すように、吸気弁閉時期におけるシリンダ容積から上死点におけるシリンダ容積を減算した値が（シリンダ）行程容積になるのであるが、上述したように、実際には、実効上死点ＴＤＣＲが吸気行程開始時期（点）であり、実効閉時期ＩＶＣＲが吸気行程終了時期（点）となっている。そのため、本実施形態では、次式（８）に示すように、上記式（７）における吸気弁閉弁時シリンダ容積ＶＩＶＣに代えて実効閉時期ＩＶＣＲにおけるシリンダ容積（以下「実効閉時期シリンダ容積」という）ＶＩＶＣＲを、上死点シリンダ容積ＶＴＤＣに代えて実効上死点ＴＤＣＲにおけるシリンダ容積（以下「実効上死点シリンダ容積」という）ＶＴＤＣＲを採用するようにしている。
図１３は、ＱＭＡＸ演算部Ｂ２０２で行われる演算処理の内容を詳細に示している。
実効閉時期演算部Ｂ２２１は、吸気弁閉時期ＩＶＣからＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳを減算して実効閉時期ＩＶＣＲを算出する。ここで、ＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳは、エンジン回転速度Ｎｅ及び吸気弁１０４のリフト量ＶＬＩＦＴｉ（例えば、最大リフト量）に基づいて、図１４に示すようなマップを参照して算出する。ＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳは、エンジン回転速度Ｎｅが高く、リフト量ＶＬＩＦＴｉが小さいほど大きくなる特性を有している。
実効閉時期演算部Ｂ２２１は、吸気弁閉時期ＩＶＣからＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳを減算して実効閉時期ＩＶＣＲを算出する。ここで、ＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳは、エンジン回転速度Ｎｅ及び吸気弁１０４のリフト量ＶＬＩＦＴｉ（例えば、最大リフト量）に基づいて、図１４に示すようなマップを参照して算出する。ＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳは、エンジン回転速度Ｎｅが高く、リフト量ＶＬＩＦＴｉが小さいほど大きくなる特性を有している。
実効閉時期シリンダ容積演算部Ｂ２２２は、実効閉時期ＩＶＣＲに基づいて、図に示すようなテーブルを検索して実効閉時期シリンダ容積ＶＩＶＣＲを算出する。なお、ここでは、（設定上の）吸気弁閉時期ＩＶＣからＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳを減算することで実効閉時期ＩＶＣＲを求めるようにしているが、これは一例であり、実際の吸気行程終了時期を実効閉時期ＩＶＣＲとして求めることができれば、他の方法で求めてもよい。
一方、実効上死点演算部Ｂ２２３は、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴに上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳ（図１１参照）を加算して実効上死点ＩＶＣＲを算出し、実効上死点シリンダ容積演算部Ｂ２２４は、実効上死点ＩＶＣＲに基づき図に示すようなテーブルを検索して実効上死点シリンダ容積ＶＴＤＣＲを算出する。なお、ここでは、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＴＲに上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳを加算することで実効上死点ＴＤＣＲを求めるようにしているが、実効閉時期ＩＶＣＲと同様にこれは一例であり、実際の吸気行程開始時期を実効上死点ＴＤＣＲとして求めることができれば、他の方法で求めてもよい。
そして、有効行程容積演算部Ｂ２２５は、実効閉時期シリンダ容積ＶＩＶＣＲから実効上死点シリンダ容積ＶＴＤＣＲを減算して実効行程容積（ＶＩＶＣＲ−ＶＴＤＣＲ）を算出し、乗算部Ｂ２２６は、吸気圧力Ｐｍを空気のガス定数Ｒａと吸気温度Ｔｍとの積で除算した｛Ｐｍ／（Ｒａ・Ｔｍ）｝を、実効行程容積（ＶＩＶＣＲ−ＶＴＤＣＲ）に乗算する。これにより、上記（７）式に示す最大吸入空気量ＱＭＡＸが算出される。
ところで、上述（概説）したように、本発明者は、以上のようにして算出した２つの吸入空気量（ソニック吸入空気量ＱＤ、最大吸入空気量ＱＭＡＸ）から算出される「ＱＤ／ＱＭＡＸ」に対して「Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ」が（ほぼ）一義的に決まることを見いだした（実験、シミュレーション等によって確認済みである）。ここで、「ＱＤ／ＱＭＡＸ」に対して「Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ」が一義的に決まるとは、開閉時期やリフト量などの吸気弁１０４の作動特性の相違によって、算出されるソニック吸入空気量ＱＤ、最大吸入空気量ＱＭＡＸそれぞれが相違する場合であっても、「ＱＤ／ＱＭＡＸ」が同一の値になれば、「Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ」も同一の値になることを意味する。この関係により、ソニック吸入空気量ＱＤと最大吸入空気量ＱＭＡＸを求めるだけでシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを推定できる。そのため、本実施形態では、「ＱＤ／ＱＭＡＸ」に対する「Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ」の関係をあらかじめ求め、その結果をテーブル化してある。
図９に戻って、除算部Ｂ２０３は、ＱＤ演算部Ｂ２０１で算出したソニック吸入空気量ＱＤをＱＭＡＸ演算部Ｂ２０２で算出した最大吸入空気量ＱＭＡＸで除算し、（Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ）演算部Ｂ２０４は、図に示すようなテーブルを用いて「ＱＤ／ＱＭＡＸ」に対応する「Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ」を検索する。
基本吸入空気量演算部Ｂ２０５は、検索した「Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ」に最大吸入空気量ＱＭＡＸを乗算して基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０とする。この基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０は、実際にシリンダ内に吸い込んだ（吸い込まれる）ガス量に相当するのであるが、このガス量には、オーバーラップ期間中に吸気ポートに吹き返された排気が再吸入される分（以下単に「吹き返しガス量」という）ＱＩＦＢも含まれている。
基本吸入空気量演算部Ｂ２０５は、検索した「Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ」に最大吸入空気量ＱＭＡＸを乗算して基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０とする。この基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０は、実際にシリンダ内に吸い込んだ（吸い込まれる）ガス量に相当するのであるが、このガス量には、オーバーラップ期間中に吸気ポートに吹き返された排気が再吸入される分（以下単に「吹き返しガス量」という）ＱＩＦＢも含まれている。
そこで、減算部Ｂ２０６は、基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０から吹き返しガス量ＱＩＦＢを減算して新気量（シリンダ吸入空気量）Ｑｃｙｌ１とする。本実施形態において、吹き返しガス量ＱＩＦＢは、オーバーラップ中の開口面積を吸気弁開時期ＩＶＣからオーバーラップ中心角ＯＶＬＣＴＲまでの吸気弁開口面積（前半開口面積）の積算値（ΣＡＩＶ）とし、シリンダ内圧力を排気圧力Ｐｅとして次式（９）によって算出される。ここで、Ｋ３は係数であり、図１５に示すように、エンジン回転速度Ｎｅに比例する１以上の値として設定される。但し、これは一例であり、他の方法によって吹き返しガス量ＱＩＦＢを求めるようにしてもよい。
以上により、基本的には新気量（シリンダ吸入空気量）を求めることができるのであるが、以上の演算では、吸気圧力Ｐｍとして、複数回の検出値を平均して吸気脈動による変動を平滑化した値を用いている。ところが、実際には、吸気脈動によって吸気圧Ｐｍが変動すると吸気温度Ｔｍも変動し、これらの変動に伴ってシリンダに吸入される新気量も変動する。また、シリンダに吸入される際に吸気弁１０４を通過することになるが、この吸気弁１０４からの熱を受けて温度上昇し、この（吸気弁１０４の熱に起因する）温度上昇によってもシリンダに吸入される新気量は変動する。
そのため、本実施形態では、上記シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ１に対して、吸気弁通過時に上昇した温度分の補正（シリンダ吸入空気温度に応じた補正）、及び吸気脈動に対する補正を行って新気量（シリンダ吸入空気量）の推定精度を高めるようにしている。但し、いずれか一方の補正を選択して行うようにしてもよい。
まず、吸気脈動に対する補正について説明する。
まず、吸気脈動に対する補正について説明する。
吸気弁１０４を通過する単位時間Δｔ当たりの流量ΔＱｃｙｌは、次式（１０）のようになる。
シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌは、吸気行程期間中、上記ΔＱｃｙｌを積分してΣΔＱｃｙｌとして算出される。ΔＱｃｙｌがソニック流になるときには、式（１０）において、吸気脈動による吸気圧力の変動の影響を受けることなく、吸気弁１０４の前後圧力比が臨界圧力比で固定されるので√値の部分が固定値となる。したがって、次式（１１）に示すように、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌは、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特性を有する。
一方、ΔＱｃｙｌが０に近い状態で、準静的にシリンダ容積が変化した場合のＱｃｙｌは、吸気弁閉時期ＩＶＣにシリンダ内に吸気通路１０１内の空気が充填されたものとした場合の気体の状態方程式より、吸気脈動による吸気圧力変動分ΔＰｍｉｖｃと吸気温度変動分ΔＴｍｉｖｃとを考慮して、次式（１２）のようになる。すなわち、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌは、吸気脈動による変動分を考慮した吸気圧力（Ｐｍ＋ΔＰｍｉｖｃ）に比例し、吸気温度（Ｔｍ＋ΔＴｍｉｖｃ）の逆数に比例する特性を有する。
吸気圧力変動分ΔＰｍｉｖｃ、吸気温度変動分ΔＴｍｉｖｃは、図１６に示すブロック図により算出される。
図１６において、吸気圧力変動分ΔＰｍｉｖｃ、吸気温度変動分ΔＴｍｉｖｃは、吸気弁閉時期ＩＶＣと吸気弁開時期ＩＶＯとの偏差（ＩＶＣ−ＩＶＯ）、及びエンジン回転速度Ｎｅに基づいて、それぞれ図に示すようなマップを参照して吸気圧力変動分基本値ΔＰｍｉｖｃ０、吸気温度変動分基本値ΔＴｍｉｖｃ０を算出し、これら基本値ΔＰｍｉｖｃ０、ΔＴｍｉｖｃ０に、吸気圧力Ｐｍを大気圧Ｐａｔｍで除算した圧力比（Ｐｍ／Ｐａｔｍ）を乗算することで算出される。
図１６において、吸気圧力変動分ΔＰｍｉｖｃ、吸気温度変動分ΔＴｍｉｖｃは、吸気弁閉時期ＩＶＣと吸気弁開時期ＩＶＯとの偏差（ＩＶＣ−ＩＶＯ）、及びエンジン回転速度Ｎｅに基づいて、それぞれ図に示すようなマップを参照して吸気圧力変動分基本値ΔＰｍｉｖｃ０、吸気温度変動分基本値ΔＴｍｉｖｃ０を算出し、これら基本値ΔＰｍｉｖｃ０、ΔＴｍｉｖｃ０に、吸気圧力Ｐｍを大気圧Ｐａｔｍで除算した圧力比（Ｐｍ／Ｐａｔｍ）を乗算することで算出される。
ここで、式（１１）で表されるソニック流状態から式（１２）で表される準静的変化状態に移行するにつれて吸気脈動による変動分が大きくなることを反映させるための第１の補正係数Ｋ１と、式（１１）で表されるソニック流状態と式（１２）で表される準静的変化状態とを滑らかに繋ぐための第２の補正係数Ｋ２を設定して、全領域に対応したＱｃｙｌの一般式を次式（１３）のように設定する。
一方、吸気脈動を考慮しない場合のＱｃｙｌ１の一般式は次式（１４）となるから、
式（１３）及び式（１４）より、次式（１５）のように表すことができる。
ここで、（Ｐｍ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）／（Ｐｍ＋ΔＰｍｉｖｃ）を吸気圧力変動分に伴う補正分（圧力補正係数）ＰＲＡＴＥに設定し、
（Ｔｍ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）−１／（２−Ｋ２）／（Ｔｍ＋ΔＴｍｉｖｃ）−１／（２−Ｋ２）を吸気温度変動分に伴う補正分（温度補正係数）ＴＲＡＴＥに設定して、式（１５）を次式（１６）のように表す。
（Ｔｍ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）−１／（２−Ｋ２）／（Ｔｍ＋ΔＴｍｉｖｃ）−１／（２−Ｋ２）を吸気温度変動分に伴う補正分（温度補正係数）ＴＲＡＴＥに設定して、式（１５）を次式（１６）のように表す。
よって、Ｑｃｙｌ１に対して、圧力補正係数ＰＲＡＴＥ及び温度補正係数ＴＲＡＴＥを乗算することで吸気脈動に対する補正が実行される。
図９に戻って、圧力補正部Ｂ２０７は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ１に、圧力補正係数算出部ｂ２０７（破線）で算出された圧力補正係数ＰＲＡＴＥを乗算することで吸気脈動による吸気圧力変動分を補正する。なお、圧力補正係数ＰＲＡＴＥは、（Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ）演算部Ｂ２０４で算出した（Ｑｃｙｌ／Ｑｍａｘ）に基づいて、図に示すようなマップを参照して第１の補正係数Ｋ１を算出し、この第１の補正係数Ｋ１を吸気圧力変動分ΔＰｍｉｖｃに乗算し、さらに吸気圧力Ｐｍを加算して（Ｐｍ＋ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）とし、この値を吸気圧力Ｐｍで除算することで算出する。
図９に戻って、圧力補正部Ｂ２０７は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ１に、圧力補正係数算出部ｂ２０７（破線）で算出された圧力補正係数ＰＲＡＴＥを乗算することで吸気脈動による吸気圧力変動分を補正する。なお、圧力補正係数ＰＲＡＴＥは、（Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ）演算部Ｂ２０４で算出した（Ｑｃｙｌ／Ｑｍａｘ）に基づいて、図に示すようなマップを参照して第１の補正係数Ｋ１を算出し、この第１の補正係数Ｋ１を吸気圧力変動分ΔＰｍｉｖｃに乗算し、さらに吸気圧力Ｐｍを加算して（Ｐｍ＋ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）とし、この値を吸気圧力Ｐｍで除算することで算出する。
温度補正部Ｂ２０８は、吸気脈動による吸気圧力変動分を補正したシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ１・ＰＲＡＴＥ）に、温度補正係数算出部ｂ２０８（破線）で算出された温度補正係数ＴＲＡＴＥを乗算して吸気脈動による吸気温度変動分を補正する。なお、温度補正係数ＴＲＡＴＥは、次のようにして算出される。
すなわち、第１の補正係数Ｋ１を吸気温度変動分ΔＴｍｉｖｃに乗算し、さらに吸気温度Ｔｍを加算して（Ｔｍ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）とし、これを吸気温度Ｔｍで除算して基本温度補正係数ＴＲＡＴＥ０とする。また、（Ｑｃｙｌ／Ｑｍａｘ）に基づいて、図に示すようなマップを参照して第２の補正係数Ｋ２を算出する。そして、基本温度補正係数ＴＲＡＴＥ０及び第２の補正係数Ｋ２に基づいて、図に示すようなマップを参照して温度補正係数ＴＲＡＴＥを算出する。
すなわち、第１の補正係数Ｋ１を吸気温度変動分ΔＴｍｉｖｃに乗算し、さらに吸気温度Ｔｍを加算して（Ｔｍ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）とし、これを吸気温度Ｔｍで除算して基本温度補正係数ＴＲＡＴＥ０とする。また、（Ｑｃｙｌ／Ｑｍａｘ）に基づいて、図に示すようなマップを参照して第２の補正係数Ｋ２を算出する。そして、基本温度補正係数ＴＲＡＴＥ０及び第２の補正係数Ｋ２に基づいて、図に示すようなマップを参照して温度補正係数ＴＲＡＴＥを算出する。
なお、図９において、以上のようにして吸気脈動に対する補正が行われたシリンダ吸入空気量（すなわち、温度補正部Ｂ２０８の出力結果）をＱｃｙｌ２とする。
次に、吸気弁通過時の温度上昇に対する補正（シリンダ吸入空気温度に応じた補正）を説明する。
以上のようにして算出されたシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ２（脈動補正を行わない場合はＱｃｙｌ１）は、シリンダに吸入される空気の温度が吸気弁１０４の吸気上流側の温度（吸気温度）Ｔｍであるときのものである。ここで、上述したように、吸気弁通過時に吸気弁１０４の熱を受けて吸入空気の温度が上昇するから、その上昇に対する補正を行う必要がある。
次に、吸気弁通過時の温度上昇に対する補正（シリンダ吸入空気温度に応じた補正）を説明する。
以上のようにして算出されたシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ２（脈動補正を行わない場合はＱｃｙｌ１）は、シリンダに吸入される空気の温度が吸気弁１０４の吸気上流側の温度（吸気温度）Ｔｍであるときのものである。ここで、上述したように、吸気弁通過時に吸気弁１０４の熱を受けて吸入空気の温度が上昇するから、その上昇に対する補正を行う必要がある。
そこで、本実施形態では、シリンダ吸入空気温度Ｔｃに応じた値、すなわち、吸気弁通過による吸気温度Ｔｍの温度上昇度合い（Ｔｃ／Ｔｍ）＝｛（Ｔｍ＋ΔＴ）／Ｔｍ｝を第２温度補正係数ＴＲＡＴＥ２とし（上記式（１）〜（４））、これをシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ２（又はＱｃｙｌ１）に乗算する。なお、かかる第２温度補正係数ＴＲＡＴＥ２は、図１７に示すブロック図に従って算出される。
すなわち、図９に戻って、第２温度補正部Ｂ２０９は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ２（吸気脈動に対する補正を行わない場合は、Ｑｃｙｌ１）に第２温度補正係数ＴＲＡＴＥ２を乗算して最終的な「シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ」とする。これにより、吸気脈動による変動分を補正することに加えて（圧力補正部Ｂ２０７、温度補正部Ｂ２０８）、吸気弁通過時に吸気弁１０４からの受熱による温度上昇分をも補正してシリンダ吸入空気量（新気量）を算出する。
本実施形態によると、次のような効果を得ることができる。
シリンダに吸入される際に通過する吸気弁から受ける熱による上昇分も考慮するので、シリンダ吸入空気温度を精度よく推定できる。そして、かかるシリンダ吸入空気温度をエンジン制御（吸入空気量制御、燃料噴射制御、点火時期制御等）に用いることにより、その制御精度を向上できる。
シリンダに吸入される際に通過する吸気弁から受ける熱による上昇分も考慮するので、シリンダ吸入空気温度を精度よく推定できる。そして、かかるシリンダ吸入空気温度をエンジン制御（吸入空気量制御、燃料噴射制御、点火時期制御等）に用いることにより、その制御精度を向上できる。
また、吸気弁１０４の作動特性（開閉時期、リフト量）及びエンジンの運転状態（Ｎｅ、Ｔｍ、Ｐｍ等）に基づいてシリンダ吸入空気量（基本値）Ｑｃｙｌ１を算出し、このシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ１に対して、シリンダ吸入空気温度に応じて算出される第２温度補正係数ＴＲＡＴＥ２（＝Ｔｃ／Ｔｍ）を乗算することにより、吸気弁１０４の熱に起因する吸入空気の温度上昇分を考慮できるので、シリンダ吸入空気量を精度よく推定（算出）できる。ここで、かかる補正は、従来の方法等によって算出したシリンダ吸入空気量に、第２温度補正係数ＴＲＡＴＥ２を乗算するだけでよく、また、式（１）において係数ｋＱを設定したことにより、リフト量が小さい領域においてのみ吸気弁通過時の温度上昇に対する補正（シリンダ吸入空気温度に応じた補正）が行われるので、演算負荷の増加を最小限に抑制できる。
さらに、本実施形態では、基本シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌ１に対して、圧力補正係数ＰＲＡＴＥ、温度補正係数ＴＲＡＴＥを乗算することにより、吸気脈動に応じた補正も行っているので、シリンダ吸入空気量の推定精度が更に向上する。
なお、ソニック吸入空気量ＱＤ、最大吸入空気量ＱＭＡＸ及び実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌとの間の関係を見いだし、この関係から、算出したＱＤ／ＱＭＡＸに対してＱｃｙｌ／ＱＭＡＸを一義的に求めることができるので、実際の運転において、さまざまなパラメータに対応したマップ等を作成する必要がなく、最小限の演算（上記関係に基づく演算のみ）でシリンダ吸入空気量（シリンダ吸入空気温度に応じた補正前の値）を推定できる。
なお、ソニック吸入空気量ＱＤ、最大吸入空気量ＱＭＡＸ及び実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌとの間の関係を見いだし、この関係から、算出したＱＤ／ＱＭＡＸに対してＱｃｙｌ／ＱＭＡＸを一義的に求めることができるので、実際の運転において、さまざまなパラメータに対応したマップ等を作成する必要がなく、最小限の演算（上記関係に基づく演算のみ）でシリンダ吸入空気量（シリンダ吸入空気温度に応じた補正前の値）を推定できる。
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…動弁機構、１０５ａ…ＶＥＬ機構、１０５ｂ…ＶＴＣ機構、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…ロッカアーム、１５８…ロッド状リンク、１６１…電磁アクチュエータ、１６２…ギヤ列、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
Claims (6)
- 吸気弁の作動特性を可変制御するエンジンの制御装置であって、
前記吸気弁の吸気上流側の上流側吸気温度を検出する吸気温度検出手段と、
前記吸気弁の温度を検出する吸気弁温度検出手段と、
前記上流側吸気温度と前記吸気弁温度とに基づいて、シリンダ内に吸入されるシリンダ吸入空気温度を推定するシリンダ吸入空気温度推定手段と、を含んで構成され、
前記シリンダ吸入空気温度推定手段は、前記上流側吸気温度と、前記吸気弁を通過する際に前記吸気弁温度に応じて該吸気弁から受ける熱による温度上昇分であって、シリンダ内圧と吸気圧との比に相当する吸気弁の前後圧力比によって吸気弁を通過する吸入空気の流れがソニック流となるときに一定値をとり、非ソニック流のときには前記前後圧力比が大きくなるほどゼロに近付く係数に基づいて、前記吸気弁のリフト量が大きい場合に比較して小さいときの受熱量が大きくなるように補正される前記温度上昇分とに基づいて前記シリンダ吸入空気温度を推定し、
前記シリンダ吸入空気温度推定手段により推定されたシリンダ吸入空気温度をエンジン制御に用いることを特徴とするエンジンの制御装置。 - 前記シリンダ吸入空気温度推定手段は、前記上流側吸気温度（Ｔｍ）に、前記吸気弁を通過する際に該吸気弁から受ける熱による温度上昇分（ΔＴ）を加算した値を前記シリンダ吸入空気温度（Ｔｍ＋ΔＴ）とすることを特徴とする請求項１記載のエンジンの制御装置。
- 前記吸気弁の作動特性とエンジン運転状態とに基づいて、シリンダ内に吸入されるシリンダ吸入空気量を算出するシリンダ吸入空気量算出手段と、
前記シリンダ吸入空気量に対して、前記シリンダ吸入空気温度に応じた補正を行う温度補正手段と、を更に含んで構成され、
前記温度補正手段により補正されたシリンダ吸入空気量をエンジン制御に用いることを特徴とする請求項１又は請求項２に記載のエンジンの制御装置。 - 前記温度補正手段は、前記シリンダ吸入空気温度（Ｔｍ＋ΔＴ）と前記上流側吸気温度（Ｔｍ）と比｛（Ｔｍ＋ΔＴ）／Ｔｍ｝を前記シリンダ吸入空気量に乗算することを特徴とする請求項３記載のエンジンの制御装置。
- 前記シリンダ吸入空気量に対して、吸気脈動に応じた補正を行う脈動補正手段を更に含んで構成されることを特徴とする請求項３又は請求項４記載のエンジンの制御装置。
- 前記シリンダ吸入空気量算出手段は、前記吸気弁の作動特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合のシリンダ吸入空気量をＱＤ、吸気行程の開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁上流側の状態で充填した場合のシリンダ吸入空気量をＱＭＡＸ、及び実際のシリンダ吸入空気量をＱｃｙｌとしたときに、算出した（ＱＤ／ＱＭＡＸ）に基づいて、あらかじめ設定された（ＱＤ／ＱＭＡＸ）と（Ｑｃｙｌ／ＱＭＡＸ）との関係から、前記シリンダ吸入空気量を算出することを特徴とする請求項３〜５のいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
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