WO2005003535A1

WO2005003535A1 - 内燃機関の吸入空気量制御装置および制御装置

Info

Publication number: WO2005003535A1
Application number: PCT/JP2004/007355
Authority: WO
Inventors: Yuji Yasui; Akiyuki Yonekawa
Original assignee: Honda Motor Co., Ltd.
Priority date: 2003-07-07
Filing date: 2004-05-28
Publication date: 2005-01-13
Also published as: JP2005030210A; US20080051979A1; US7469180B2; CA2531375A1; CN1816689A; JP4082596B2; EP1643101A1; CA2531375C; CN101220774B; EP1643101B1; CN101220774A; MXPA06000164A; EP1643101A4

Description

明細書

内燃機関の吸入空気量制御装置および制御装置

技術分野

[0001] 本発明は、吸気弁のバルブタイミングを自在に変更することにより、気筒内に吸入される吸入空気量を自在に可変制御する内燃機関の吸入空気量制御装置、およびプラントへの入力を、これとプラントの出力との関係を定義した制御対象モデルに基づいた制御アルゴリズムで決定することにより、プラントを制御する制御装置に関する。

^景技術

[0002] 従来、上記の種類の内燃機関の吸入空気量制御装置として、例えば特許文献 1に記載されたものが知られている。この内燃機関には、電磁式動弁機構およびバルブリフトセンサが気筒毎に設けられており、この電磁式動弁機構により、各気筒の吸気弁の閉弁タイミングが開弁タイミングに対して自在に変更される。また、バルブリフトセンサは、各吸気弁のバルブリフト量を検出する。この吸入空気量制御装置では、以下のように、アイドル回転数を制御するために、電磁式動弁機構を介して吸気弁の閉弁タイミングが制御され、それにより、吸入空気量が制御される。

[0003] 具体的には、目標回転数に応じて、フィードフォワード制御用の目標吸入空気量が算出され、さらに、バルブリフトセンサにより検出された各吸気弁の閉弁時間に基づいて、全気筒の吸気弁の閉弁時間の平均値が算出され、この平均値と各気筒の閉弁時間との偏差の絶対値のうちの最大値が算出される。さらに、この偏差の絶対値の最大値に応じて、フィードバック制御用のゲインが算出され、このゲインに応じて、フィードバック制御用の目標吸入空気量が算出されるとともに、これらのフィードバック制御用およびフィードフォワード制御用の 2つの目標吸入空気量などに応じて、吸気弁の閉弁タイミングが算出され、それに応じて吸気弁の閉弁タイミングが制御される。以上のように、吸気弁の閉弁タイミングが制御されることにより、アイドル回転数が目標回転数に収束するように制御される。

[0004] 上記従来の吸入空気量制御装置によれば、バルブリフトセンサにより検出された吸気弁の閉弁時間に基づいて、フィードバック制御用のゲインが算出され、これに基づいて、フィードバック制御用の目標吸入空気量が算出され、さらに、このフィードバック制御用の目標吸入空気量に応じて、吸気弁の閉弁タイミングが制御されるものに過ぎないため、電磁式動弁機構の作動遅れなどの制御系のむだ時間を補償することができないことで、アイドル回転数の目標回転数への収束性が低ぐ制御性が低いとレ、う問題がある。これに加えて、電磁式動弁機構の動特性のばらつきおよび経年変ィ匕、または経年変化によるバルブリフトセンサの出力のドリフトなどの、制御系の動特性のばらつきおよび経年変化も補償できず、ロバスト性も低くなつてしまう。このため、上記吸入空気量制御装置では、以上のような制御性およびロバスト性の低さに起因して、吸入空気量制御が不安定になり、回転変動が発生することで、アイドル回転数制御中、エンジンストールが発生するとともに、燃焼状態が悪化することで、排気ガス特性が悪化してしまうおそれがある。また、上記の吸入空気量制御の手法を、通常の運転負荷域の吸入空気量制御に適用した場合、トルク変動および回転変動が大きくなるとともに、燃焼状態の悪化度合いも大きくなり、その結果、運転性および排気ガス特性がさらに悪化してしまう。この問題は、特に高負荷域やリーン運転時 (EGR導入時）に顕著となる。

[0005] また、上記の種類の制御装置として、例えば特許文献 2に記載されたものが知られている。この制御装置は、プラントとしての内燃機関の空燃比を制御するものであり、 LAFセンサ、酸素濃度センサ、状態予測器、同定器およびスライディングモードコントローラなどを備えている。 LAFセンサおよび酸素濃度センサは、いずれも内燃機関の排気通路内の排気ガス中の酸素濃度を表すパラメータを検出するものであり、排気通路に上流側から順に設けられている。この制御装置では、制御対象モデルとして、 LAFセンサの検出信号値と基準値との偏差 (以下「LAF偏差」という）を入力とし、酸素濃度センサの検出信号値と所定の目標値との偏差 (以下「02偏差」とレ、う）を出力とする離散時間系モデルを用いることにより、以下のように、空燃比を制御するための制御入力が算出される。

[0006] すなわち、状態予測器において、上記制御対象モデルに基づいた所定の予測ァルゴリズムにより、〇2偏差の予測値が算出され、同定器において、逐次型最小 2乗法により、制御対象モデルのモデルパラメータが同定される。さらに、モードコントローラにおいて、〇2偏差の予測値およびモデルパラメータの同定値に基づいて、スライディングモード制御アルゴリズムにより、状態変数である 02偏差の時系列データが値 0に収束するように、制御入力が算出される。その結果、酸素濃度センサの検出信号値が所定の目標値に収束するように、空燃比が制御される。このスライディングモード制御アルゴリズムでは、制御入力は、等価制御入力、適応則入力および到達則入力の和として算出される。この適応則入力は、制御対象モデルのモデル化誤差を補償するためのものである。

[0007] 上記従来の制御装置によれば、スライディングモード制御アルゴリズムにおレ、て、その適応則入力により、制御対象モデルのモデルィヒ誤差を補償するものであるため、 02偏差の予測値と実際の〇2偏差との間、すなわちプラントの出力の予測値と検出された出力との間に定常偏差が生じた場合、これを補償することができず、定常偏差が残ってしまう可能性がある。そのような定常偏差は、上記の空燃比制御では問題とならないものの、それよりも高い制御精度が要求される制御（例えばァクチユエータの位置決め制御）では、その影響により、要求される制御精度を達成できなくなる可能十生がある。

[0008] 本発明は、上記課題を解決するためになされたもので、その第 1の目的は、吸入空気量制御において、高いロバスト性を確保でき、制御性を向上させることができ、それにより、運転性および排気ガス特性を向上させることができる内燃機関の吸入空気量制御装置を提供することである。

[0009] 本発明の第 2の目的は、プラントの出力の予測値と検出された出力との間の定常偏差を補償することができ、それにより、制御精度を向上させることができる制御装置を提供することである。

[0010] 特許文献 1 :特開 2001—140661号公報（第 5 6頁、図 6— 18)

特許文献 2 :特開 2000—179385号公報（第 11一 19頁、図 3)

発明の開示

[0011] 上記第 1の目的を達成するために、本発明の第 1の態様においては、吸気弁 6のバルブタイミングを自在に変更する吸気バルブタイミング可変装置（可変式吸気弁駆動装置 40)を介して、気筒 # 1一 # 4内に吸入される吸入空気量を自在に可変制御する内燃機関 3の吸入空気量制御装置 1であって、気筒内に吸入される吸入空気量の推定値である推定吸入空気量 (気筒吸入空気量 Gcyl)を算出する推定吸入空気量算出手段 (ECU2、ステップ 16, 30)と、吸入空気量制御の目標となる目標吸入空気量 Gcyl_cmdを設定する目標吸入空気量設定手段（ECU2、ステップ 16， 31— 33 )と、吸気バルブタイミング可変装置を制御するための制御指令値（目標副吸気カム位相 Θ msi_cmd)を入力とし、推定吸入空気量を出力とする制御対象モデル [式（ 2) ]に基づき、所定の同定アルゴリズム [式（8)—（13) ]により、制御対象モデルのすベてのモデルパラメータ al , a2, bl (モデルパラメータのべクトノレ Θ s)を同定する同定手段 (ECU2、オンボード同定器 223)と、同定されたすベてのモデルパラメータに応じて、推定吸入空気量が目標吸入空気量に収束するように、制御指令値（目標副吸気カム位相 Θ msi_cmd)を算出する制御指令値算出手段 (ECU2、スライディングモードコントローラ ₂₂₄、ステップ ₈₀)と、算出された制御指令値に応じて、吸気バルブタイミング可変装置を制御する制御手段（ECU2、第 2SPASコントローラ 225、ステップ 75)と、を備えることを特徴とする吸入空気量制御装置 1が提供される。この内燃機関の吸入空気量制御装置の構成によれば、吸気バルブタイミング可変装置を制御するための制御指令値を入力とし、推定吸入空気量を出力とする制御対象モデルに基づき、この制御対象モデルのすべてのモデルパラメータ力所定の同定アルゴリズムにより同定され、制御指令値が、同定されたすベてのモデルパラメ一タに応じて、推定吸入空気量が目標吸入空気量に収束するように算出される。すなわち、制御指令値が適応制御アルゴリズムにより算出されるので、例えば同定手段としてオンボード同定器を用いることにより、制御対象の動特性がばらついたり、経年変化したりしている場合でも、それらの影響を回避しながら、制御対象モデルの動特性を、その実際の動特性に適合させることができ、それにより、推定吸入空気量を、迅速かつ安定した状態で目標吸入空気量に収束させることができる。このように、吸入空気量制御において、高いロバスト性を確保できるとともに、制御性を向上させることができ、それにより、トルク変動および回転変動の発生を回避でき、燃焼状態を向上させることができる。その結果、運転性および排気ガス特性を向上させることができる。 [0013] 好ましくは、制御指令値算出手段は、所定の予測アルゴリズム [式（7) ]に基づいて、推定吸入空気量の予測値 (予測吸入空気量 Pre_Gcyl)を算出するとともに、推定吸入空気量の予測値にさらに応じて、制御指令値を算出する。

[0014] この吸入空気量制御装置のように、吸気バルブタイミング可変装置を介して吸入空気量を制御した場合、吸気バルブタイミング可変装置の実際の動作と、気筒内に吸入される吸入空気量との間には、吸気バルブタイミング可変装置の応答遅れなどに起因して、むだ時間が存在するのが一般的である。したがって、この好ましい態様の構成によれば、推定吸入空気量の予測値が、所定の予測アルゴリズムに基づいて算出されるとともに、この推定吸入空気量の予測値にさらに応じて、制御指令値が算出されるので、上記のようなむだ時間を補償しながら、制御指令値を算出することができ、それにより、推定吸入空気量の目標吸入空気量への収束性を向上させることができる。その結果、運転性および排気ガス特性をさらに向上させることができる。

[0015] 上記第 1の目的を達成するために、本発明の第 2の態様においては、吸気弁 6のバルブタイミングを自在に変更する吸気バルブタイミング可変装置（可変式吸気弁駆動装置 40)を介して、気筒 # 1一 # 4内に吸入される吸入空気量を自在に可変制御する内燃機関 3の吸入空気量制御装置 1であって、気筒内に吸入される吸入空気量の推定値である推定吸入空気量 (気筒吸入空気量 Gcyl)を算出する推定吸入空気量算出手段 (ECU2、ステップ 16, 30)と、吸入空気量制御の目標となる目標吸入空気量 Gcyl— cmdを設定する目標吸入空気量設定手段（ECU2、ステップ 16, 31— 33 )と、所定の予測アルゴリズム [式（7) ]に基づいて、推定吸入空気量の予測値 (予測吸入空気量 Pre— Gcyl)を算出する予測値算出手段 (ECU2、状態予測器 222、ステツプ 80)と、推定吸入空気量の予測値に応じて、推定吸入空気量が目標吸入空気量に収束するように、制御指令値（目標副吸気カム位相 Θ msi_cmd)を算出する制御指令値算出手段 (ECU2、スライディングモードコントローラ 224、ステップ 80)と、算出された制御指令値に応じて、吸気バルブタイミング可変装置を制御する制御手段（ECU2、第 2SPASコントローラ 225、ステップ 75)と、を備えることを特徴とする吸入空気量制御装置 1が提供される。

[0016] この内燃機関の吸入空気量制御装置の構成によれば、、推定吸入空気量の予測値力所定の予測アルゴリズムに基づいて算出され、この推定吸入空気量の予測値に応じて、推定吸入空気量が目標吸入空気量に収束するように、制御指令値が算出されるので、前述したようなむだ時間を補償しながら、制御指令値を算出することができ、それにより、推定吸入空気量の目標吸入空気量への収束性を向上させることができる。その結果、運転性および排気ガス特性を向上させることができる。

[0017] 好ましくは、制御指令値算出手段は、応答指定型制御アルゴリズム [式（15)—（21 ) ]にさらに応じて、制御指令値を算出する。

[0018] この好ましい態様の構成によれば、制御指令値が、応答指定型制御アルゴリズムにさらに応じて算出されるので、推定吸入空気量を、振動的およびオーバーシュート的な挙動を回避しながら迅速かつ安定した状態で、目標吸入空気量に収束させることができ、それにより、運転性および排気ガス特性をより一層、向上させることができる。

[0019] 上記本発明の第 1の態様および第 2の態様において、前記吸気バルブタイミング可変装置は、回動により吸気弁 6を開閉駆動する吸気ロッカアーム 51と、前記吸気ロッ力アームを回動自在に支持する移動自在の回動支点（ピン 51c)と、互いに同じ回転数で回転する第 1および第 2吸気カムシャフト（主 ·副吸気カムシャフト 41， 42)と、第 1および第 2吸気カムシャフト間の相対的な位相（副吸気カム位相 Θ msi)を変更する吸気カム位相可変機構（副吸気カム位相可変機構 70)と、第 1吸気カムシャフト（主吸気カムシャフト 41)に設けられ、第 1吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、吸気ロッカアーム 51を回動支点の回りに回動させる第 1吸気カム（主吸気力ム 43)と、第 2吸気カムシャフト（副吸気カムシャフト 42)に設けられ、第 2吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、吸気ロッカアーム 51の回動支点を移動させる第 2吸気カム（副吸気カム 44)と、を備えることが好ましレ、。

[0020] この好ましい態様の構成によれば、吸気バルブタイミング可変装置において、第 1 吸気カムが第 1吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、吸気口ッカァ一ムを回動支点の回りに回動させることで、吸気弁が開閉駆動される。その際、第 2吸気カムが第 2吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、吸気ロッカアームの回動支点を移動させるので、吸気弁のバルブリフト量を自在に変化させることが可能になり、さらに、吸気カム位相可変機構により、第 1および第 2吸気カムシャフト間の相対的な位相が変更されるので、吸気弁の閉弁タイミングおよびバルブリフト量をいずれも自在に変更できる。すなわち、 2つの吸気カム、 2つの吸気カムシャフトおよび吸気カム位相可変機構を用いることにより、吸気弁の閉弁タイミングおよびバルブリフト量を自在に変更できる吸気バルブタイミング可変装置を実現することができる。

[0021] さらに好ましくは、前記吸気カム位相可変機構は、油圧の供給により駆動される油圧駆動式の吸気カム位相可変機構で構成されており、制御手段は、油圧駆動式の吸気カム位相可変機構に供給される油圧 Psdを制御する。

[0022] この好ましい態様の構成によれば、吸気カム位相可変機構が、油圧の供給により駆動される油圧駆動式のもので構成されているので、吸気バルブタイミング可変装置自体を油圧駆動式のものとして構成できる。それにより、例えば、吸気弁の弁体をソレノイドの電磁力で駆動するタイプの吸気バルブタイミング可変装置を用いた場合と比べて、より高負荷域でも吸気弁を確実に開閉することができ、消費電力を低減できるとともに、吸気弁の動作音を低減することができる。

[0023] 上記第 2の目的を達成するために、本発明の第 3の態様においては、プラントを制御する制御装置 1であって、プラントの出力（気筒吸入空気量 Gcyl)を検出する出力検出手段（ECU2、エアフローセンサ 21、吸気管内絶対圧センサ 24、ステップ 16, 3 0)と、プラントの出力の目標値（目標吸入空気量 Gcyl— cmd)を設定する目標値設定手段（ECU2、ステップ 16, 33)と、プラントの制御対象モデル [式（2) ]に基づいて導出されるとともに、プラントへの入力（副吸気カム位相 Θ msi)と出力（気筒吸入空気量 Gcyl)と出力の予測値（予測吸入空気量 Pre— Gcyl)との関係が定義された所定の予測アルゴリズム [式（7) ]により、プラントの出力の予測値（予測吸入空気量 Pre _Gcyl)を予測する予測手段 (ECU2、状態予測器 222、ステップ 80)と、を備え、所定の予測アルゴリズムには、複数の予測係数ひ 1 , ひ 2， l- j3 d-l , γ ΐが含まれ、複数の予測係数には、プラントの出力の予測値とプラントの出力との間の定常偏差を補償するための補償パラメータ γ 1が、加算項および減算項の一方として含まれ、所定の同定アルゴリズム [式 (8) （13) ]により、プラントの出力の予測値と検出されたプラントの出力との偏差（同定誤差 ide)が最小となるように、複数の予測係数 (予測係数ベクトル Θ s)を同定する同定手段（ECU2、オンボード同定器 223、ステップ 80 )と、所定の制御アルゴリズム [式（15)—（21) ]により、同定された複数の予測係数に応じて、検出されたプラントの出力が設定された目標値に収束するように、プラントへの入力を制御するための制御指令値（目標副吸気カム位相 Θ msi_cmd)を決定する制御指令値決定手段 (ECU2、スライディングモードコントローラ 224、ステップ 8 0)と、をさらに備えることを特徴とする制御装置 1が提供される。

[0024] この制御装置の構成によれば、プラントの制御対象モデルに基づレ、て導出されるとともに、プラントへの入力と出力と出力の予測値との関係が定義された所定の予測ァルゴリズムにより、プラントの出力の予測値が予測され、この所定の予測アルゴリズムには、複数の予測係数が含まれ、これらの複数の予測係数には、プラントの出力の予測値とプラントの出力との間の定常偏差を補償するための補償パラメータが、加算項および減算項の一方として含まれているので、プラントの出力の予測値を、補償パラメータが直接的に反映された値として算出することができる。また、そのように予測されたプラントの出力の予測値と検出されたプラントの出力との偏差が最小になるように、所定の同定アルゴリズムにより、補償パラメータを含む複数の予測係数が同定されるので、これらの複数の予測係数を、プラントの出力の予測値の動特性と、検出された出力の動特性とを精度よく合致させる値として同定でき、プラントの出力の予測値と検出されたプラントの出力との間の定常偏差を補償することができる。特に、上記のように、補償パラメータが加算項および減算項の一方として複数の予測係数に含まれているので、この補償パラメータにより、プラントの出力の予測値と検出されたブラントの出力との間の定常偏差を効果的に補償することができる。これにカ卩えて、そのような補償パラメータを、前述したように、予測値に直接的に反映させることができるので、予測値の予測精度を向上させることができる。さらに、そのように同定された複数の予測係数に応じて、検出されたプラントの出力が設定された目標値に収束するように、プラントへの入力を制御するための制御指令値が決定されるので、プラントの実際の出力を目標値に適切に収束させることができる。

[0025] 以上のように、補償パラメータにより、プラントの出力の予測値と、検出された出力との間の定常偏差を効果的に補償することができるとともに、予測値の予測精度を従来よりも向上させることができ、それにより、制御精度を従来よりも向上させることができる（なお、本明細書では、「プラントの出力の検出」は、プラントの出力をセンサなどで直接検出することに限らず、演算により推定することを含む)。

[0026] 好ましくは、前記所定の制御アルゴリズムは、所定の応答指定型制御アルゴリズム [ 式（15)—（21) ]である。

[0027] この好ましい態様の構成によれば、所定の応答指定型制御アルゴリズムにより、制御指令値が、プラントの出力が目標値に収束するように決定されるので、プラントの出力を、振動的およびオーバーシュート的な挙動を回避しながら、迅速かつ安定した挙動で目標値に収束させることができる。その結果、制御精度をさらに向上させることができる。

[0028] 好ましくは、前記所定の応答指定型制御アルゴリズムでは、制御指令値（目標副吸気カム位相 Θ msi_cmd)は複数の指令値成分 (等価制御入力 Ueq、到達則入力 U rch、バルブ制御入力 Uvt)の総和として決定され [式（18) ]、複数の指令値成分には、制御指令値の解が 2つあるときに 2つの解の一方を選択するための選択指令値成分 (バルブ制御入力 Uvt)が含まれてレ、る。

[0029] この好ましい態様の構成によれば、所定の応答指定型制御アルゴリズムにより、制御指令値が、複数の指令値成分の総和として決定されるとともに、複数の指令値成分には、制御指令値の解が 2つあるときに 2つの解の一方を選択するための選択指令値成分が含まれているので、この選択指令値成分により、制御指令値の解として、 2つの解の一方を強制的に選択させることができるとともに、複数の予測係数を例えばオンボード同定することにより、強制的に選択された正確な解への収束速度を高めることができ、それにより、制御対象がむだ時間特性を有している場合でも、強制的に選択された正確な解を、安定的かつ短時間で算出することができる。

[0030] 上記第 2の目的を達成するために、本発明の第 4の態様においては、吸気弁 6のバルブタイミングを自在に変更する吸気バルブタイミング可変装置（可変式吸気弁駆動装置 40)を介して、内燃機関 3の気筒 # 1一 # 4内に吸入される空気量を自在に可変制御する制御装置 1であって、気筒内に吸入される空気量である気筒吸入空気量 Gcylを検出する気筒吸入空気量検出手段 (ECU2、エアフローセンサ 21、吸気管内絶対圧センサ 24、ステップ 16， 30)と、気筒吸入空気量の目標値（目標吸入空気量 Gcyl— cmd)を設定する目標値設定手段（ECU2、ステップ 16, 33)と、吸気バノレブタイミング可変装置により設定された吸気弁 6のバルブタイミングを表す値（副吸気カム位相 Θ msi)を入力とし、気筒吸入空気量 Gcylを出力とする制御対象モデル [式 (2) ]に基づいて導出されるとともに、吸気弁のバルブタイミングを表す値（副吸気力ム位相 Θ msi)と気筒吸入空気量 Gcylと気筒吸入空気量の予測値（予測吸入空気量 Pre_Gcyl)との関係が定義された所定の予測アルゴリズム [式（7) ]により、気筒吸入空気量の予測値 (予測吸入空気量 Pre_Gcyl)を予測する予測手段 (ECU2、状態予測器 222、ステップ 80)と、を備え、所定の予測アルゴリズムには、複数の予測係数ひ 1 , a 2, β ΐ β d_l， γ 1が含まれ、複数の予測係数には、気筒吸入空気量の予測値と気筒吸入空気量との間の定常偏差を補償するための補償パラメータ γ 1が、加算項および減算項の一方として含まれ、所定の同定アルゴリズム [式 (8) 一（13) ]により、気筒吸入空気量の予測値と検出された気筒吸入空気量との偏差（同定誤差 ide)が最小となるように、複数の予測係数 (予測係数ベクトル Θ s)を同定する同定手段（ECU2、オンボード同定器 223、ステップ 80)と、所定の制御アルゴリズム [式（15)—（21 ) ]により、同定された複数の予測係数に応じて、検出された気筒吸入空気量が設定された目標値に収束するように、吸気バルブタイミング可変装置を制御するための制御指令値（目標副吸気カム位相 Θ msi— cmd)を決定する制御指令値決定手段（ECU2、スライディングモードコントローラ 224、ステップ 80)と、をさらに備えることを特徴とする制御装置 1が提供される。

この制御装置の構成によれば、吸気バルブタイミング可変装置により設定された吸気弁のバルブタイミングを表す値を入力とし、気筒吸入空気量を出力とする制御対象モデルに基づいて導出されるとともに、吸気弁のバルブタイミングを表す値と気筒吸入空気量と気筒吸入空気量の予測値との関係が定義された所定の予測アルゴリズムにより、気筒吸入空気量の予測値が予測され、この所定の予測アルゴリズムには、複数の予測係数が含まれ、これらの複数の予測係数には、気筒吸入空気量の予測値と気筒吸入空気量との間の定常偏差を補償するための補償パラメータが、加算項および減算項の一方として含まれているので、気筒吸入空気量の予測値を補償パラメータが直接的に反映された値として算出することができる。また、そのように予測された気筒吸入空気量の予測値と検出された気筒吸入空気量との偏差が最小になるように、所定の同定アルゴリズムにより、補償パラメータを含む複数の予測係数が同定されるので、これらの複数の予測係数を、気筒吸入空気量の予測値の動特性と、検出された気筒吸入空気量の動特性とを精度よく合致させる値として同定でき、気筒吸入空気量の予測値と検出された気筒吸入空気量との間の定常偏差を補償することができる。特に、上記のように、補償パラメータが、加算項および減算項の一方として複数の予測係数に含まれているので、気筒吸入空気量の予測値と検出された気筒吸入空気量との間の定常偏差を効果的に補償することができる。これに加えて、そのような補償パラメータを、前述したように、気筒吸入空気量の予測値に直接的に反映させることができるので、予測値の予測精度を向上させることができる。さらに、そのように同定された複数の予測係数に応じて、検出された気筒吸入空気量が設定された目標値に収束するように、吸気バルブタイミング可変装置を制御するための制御指令値が決定されるので、気筒吸入空気量を、その目標値に適切に収束させることができる。

[0032] 以上のように、補償パラメータにより、気筒吸入空気量の予測値と、検出された気筒吸入空気量との間の定常偏差を効果的に補償することができるとともに、気筒吸入空気量の予測値の予測精度を従来よりも向上させることができ、それにより、制御精度を従来よりも向上させることができる（なお、本明細書では、「気筒吸入空気量の検出」は、気筒吸入空気量をセンサなどで直接検出することに限らず、演算により推定することを含む)。

[0033] 好ましくは、前記所定の制御アルゴリズムは、所定の応答指定型制御アルゴリズム [ 式（15)—（21) ]である。

[0034] この好ましい態様の構成によれば、所定の応答指定型制御アルゴリズムにより、気筒吸入空気量がその目標値に収束するように、制御指令値が決定されるので、気筒吸入空気量を、振動的およびオーバーシュート的な挙動を回避しながら、迅速かつ安定した挙動で気筒吸入空気量の目標値に収束させることができる。その結果、制御性を向上させることができる。

[0035] 好ましくは、前記所定の応答指定型制御アルゴリズムでは、制御指令値が複数の指令値成分 (等価制御入力 Ueq、到達則入力 Urch、バルブ制御入力 Uvt)の総和として決定され [式（18) ]、複数の指令値成分には、制御指令値の解が 2つあるときに 2つの解の一方を選択するための選択指令値成分 (バノレブ制御入力 Uvt)が含まれている。

[0036] この好ましい態様の構成によれば、所定の応答指定型制御アルゴリズムにより、制御指令値が複数の指令値成分の総和として決定されるとともに、複数の指令値成分には、制御指令値の解が 2つあるときに 2つの解の一方を選択するための選択指令値成分が含まれているので、この選択指令値成分により、制御指令値の解として、 2 つの解の一方を強制的に選択させることができる。また、内燃機関の吸気系は、むだ時間特性を有してレ、る系ではあるものの、例えば予測係数をオンボード同定することにより、制御指令値の選択された解への収束速度を高めることができる。それにより、例えば制御指令値として吸気弁のバルブタイミングを遅閉じとする値が選択された場合、その条件を満たしかつ吸入空気量を目標値に収束させることができる制御指令値を、安定的かつ短時間で算出することができる。

図面の簡単な説明

[0037] [図 1]本発明の一実施形態に係る制御装置 (吸入空気量制御装置 Z制御装置)が適用された内燃機関の概略構成を示す図である。

[図 2]内燃機関の可変式吸気弁駆動装置および可変式排気弁駆動装置の概略構成を示す図である。

[図 3]制御装置の概略構成を示す図である。

[図 4]燃料気化冷却装置の概略構成を示す図である。

[図 5]可変式吸気弁駆動装置および可変式排気弁駆動装置の概略構成を平面的に示す模式図である。

[図 6]可変式吸気弁駆動装置の吸気弁駆動機構の概略構成を示す図である。

[図 7]主吸気力ム位相可変機構の概略構成を示す図である。

[図 8]副吸気力ム位相可変機構の概略構成を示す図である。

[図 9]副吸気力ム位相可変機構の変形例の概略構成を示す図である。

[図 10]吸気力ム間位相可変機構の概略構成を示す図である。 [図 11]主吸気カムおよび副吸気カムのカムプロフィールを説明するための図である。

[図 12A]副吸気カム位相 Θ m_Si= 0degの場合の吸気弁駆動機構の動作状態を示す図ある。

[図 12B]副吸気カム位相 Θ msi = 0degの場合の吸気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 13A]副吸気カム位相 Θ msi= 90degの場合の吸気弁駆動機構の動作状態を示す図である。

[図 13B]副吸気カム位相 Θ msi= 90degの場合の吸気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 14A]副吸気カム位相 Θ msi= 120degの場合の吸気弁駆動機構の動作状態を示す図である。

[図 14B]副吸気カム位相 Θ msi= 120degの場合の吸気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 15A]副吸気カム位相 Θ m_Si= 180degの場合の吸気弁駆動機構の動作状態を示す図である。

[図 15B]副吸気カム位相 Θ msi= 180degの場合の吸気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 16]副吸気カム位相 Θ msiを 120degから 180degに変化させた場合における吸気弁の動作を説明するためのバルブリフト量およびバルブタイミングの変化を示す図でめる。

[図 17]主排気カムおよび副排気カムのカムプロフィールを説明するための図である。

[図 18]副排気カム位相 Θ mse = 0degの場合における排気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 19]副排気カム位相 Θ mse = 45degの場合における排気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 20]副排気カム位相 Θ mse = 90degの場合における排気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 21]副排気カム位相 Θ mse = 150degの場合における排気弁の動作を説明するためのバルブリフト曲線などを示す図である。

[図 22]制御装置における、スロットル弁機構、副吸気カム位相可変機構および吸気力ム間位相可変機構を制御するための構成を示すブロック図である。

[図 23]副吸気カム位相コントローラの概略構成を示すブロック図である。

[図 24]気筒吸入空気量 Gcylの算出式と、第 1SPASコントローラにおける状態予測器の予測アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 25]第 1SPASコントローラにおけるオンボード同定器の同定アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 26]第 1SPASコントローラにおけるスライディングモードコントローラのスライディングモード制御アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 27]図 26の式（19)の導出方法を説明するための数式を示す図である。

[図 28]スライディングモード制御アルゴリズムを説明するための位相平面および切換直線を示す図である。

[図 29]スライディングモードコントローラにおいて、切換関数設定パラメータ Ssを変化させた場合における追従誤差 Esの収束挙動の一例を示す図である。

[図 30]第 2SPASコントローラの概略構成を示すブロック図である。

[図 31]第 2SPASコントローラにおける状態予測器の予測アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 32]第 2SPASコントローラにおけるオンボード同定器の同定アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 33]第 2SPASコントローラにおけるスライディングモードコントローラのスライディングモード制御アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 34]エアフローセンサにより検出される吸気の脈動を示す図である。

[図 35]吸気カム間位相コントローラの適応オブザーバにおける吸気量ばらつき係数 φ # 1— # 4の算出アルゴリズムを説明するための模式図である。

[図 36]吸気カム間位相コントローラの適応オブザーバにおける吸気量ばらつき係数 φ # 1— # 4の算出アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 37]適応オブザーバの構成を示すブロック図である。 [図 38]適応オブザーバの信号発生器から出力される模擬値 Gcyl— OS # 1— # 4を示す図である。

[図 39]吸気カム間位相コントローラにおける、差分器による偏差 Ε Φ # 2— # 4の算出式、および吸気ばらつきコントローラによる目標吸気カム間位相 Θ ssi # i_cmdの算出アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 40]吸気ばらつきコントローラの構成を示すブロック図である。

[図 41]副排気カム位相コントローラの構成を示すブロック図である。

[図 42]副排気カム位相コントローラの制御アルゴリズムの数式を示す図である。

[図 43]エンジン制御処理の主要な制御内容を示すフローチャートである。

[図 44]燃料制御処理を示すフローチャートである。

[図 45]要求駆動トノレク TRQ_engの算出に用いるマップの一例を示す図である。

[図 46]気筒吸入空気量 Gcylおよび目標吸入空気量 Gcyl_cmdの算出処理を示すフローチャートである。

[図 47]目標吸入空気量の基本値 Gcyl— cmd— baseの算出に用いるマップの一例を示す図である。

[図 48]空燃比補正係数 Kgcyl—afの算出に用いるテーブルの一例を示す図である。

[図 49]主燃料噴射率 Rt— Preの算出に用いるテーブルの一例を示す図である。

[図 50]過給圧制御処理を示すフローチャートである。

[図 51]ウェストゲート弁への制御入力の基本値 Dut—wg— baseの算出に用いるテ一ブルの一例を示す図である。

[図 52]目標過給圧 Pc— cmdの算出に用いるテーブルの一例を示す図である。

[図 53]吸気弁制御処理を示すフローチャートである。

[図 54]図 53の続きを示すフローチャートである。

[図 55]目標副吸気カム位相の触媒暖機用値 Θ msi__CWの算出に用いるテーブルの一例を示す図である。

[図 56]目標主吸気カム位相の通常運転値 Θ mi_drvの算出に用いるテーブルの一例を示す図である。

[図 57]目標副吸気カム位相の基本値 Θ msi baseの算出に用いるマップの一例を示す図である。

[図 58]排気弁制御処理を示すフローチャートである。

[図 59]図 58の続きを示すフローチャートである。

[図 60]目標副排気カム位相の触媒暖機用値 Θ m_Se_a_Stの算出に用いるテープノレの一例を示す図である。

[図 61]目標主排気カム位相の通常運転値 Θ me_drvの算出に用いるテーブルの一例を示す図である。

[図 62]スロットル弁制御処理を示すフローチャートである。

[図 63]目標開度の触媒暖機用値 THcmd_astの算出に用いるテーブルの一例を示す図である。

[図 64]目標開度の通常運転値 THcmd_drvの算出に用いるマップの一例を示す図である。

[図 65]目標開度の故障用値 THcmd—fsの算出に用いるマップの一例を示す図である。

[図 66]制御装置によるエンジン始動および触媒暖機制御の動作例を示すタイミングチャートである。

[図 67]制御装置によるエンジン制御の動作例を示す図である。

[図 68]制御装置の変形例の概略構成を示すブロック図である。

発明を実施するための最良の形態

[0038] 以下、図面を参照しながら、本発明の一実施形態に係る内燃機関の制御装置について説明する。図 1および図 2は、本実施形態の制御装置 1 (吸入空気量制御装置 /制御装置)が適用された内燃機関（以下「エンジン」という） 3の概略構成を示し、図 3は、制御装置 1の概略構成を示している。図 3に示すように、制御装置 1は、 ECU2 を備えており、この ECU2は、エンジン 3の運転状態に応じて、後述するように、吸気弁 6および排気弁 7のバルブタイミング制御などを含む各種の制御処理を実行する。

[0039] このエンジン 3は、図示しない車両に搭載された直歹 IJ4気筒型ガソリンエンジンであり、第 1一第 4の 4つの気筒 # 1一 # 4を備えている（図 5参照）。また、エンジン 3では、気筒毎に、主燃料噴射弁 4および点火プラグ 5が設けられており（いずれも 1つのみ図示）、これらの主燃料噴射弁 4および点火プラグ 5はいずれも、シリンダヘッド 3aに取り付けられている。各主燃料噴射弁 4は、 ECU2に接続されており、 ECU2からの制御入力によって、その燃料噴射量および燃料噴射タイミングが制御され、それにより、燃料を対応する気筒の燃焼室内に直接噴射する。

[0040] また、各点火プラグ 5も ECU2に接続されており、 ECU2から点火時期に応じたタイミングで高電圧が加えられることで放電し、それにより、燃焼室内の混合気を燃焼させる。

[0041] さらに、エンジン 3は、気筒毎に設けられ、吸気ポートおよび排気ポートをそれぞれ開閉する吸気弁 6および排気弁 7と、吸気弁 6を開閉駆動すると同時にそのバルブタイミングおよびバルブリフト量を変更する可変式吸気弁駆動装置 40と、排気弁 7を開閉駆動すると同時にそのバルブタイミングおよびバルブリフト量を変更する可変式排気弁駆動装置 90などを備えている。これらの可変式吸気駆動装置 40および可変式排気弁駆動装置 90の詳細については、後述する。また、吸気弁 6および排気弁 7はそれぞれ、バルブスプリング 6a, 7aにより閉弁方向に付勢されている。

[0042] 一方、エンジン 3のクランクシャフト 3bには、マグネットロータ 20aが取り付けられている。このマグネットロータ 20aは、 MREピックアップ 20bとともに、クランク角センサ 2 0を構成している。クランク角センサ 20は、クランクシャフト 3bの回転に伴い、いずれもパルス信号である CRK信号および TDC信号を ECU2に出力する。

[0043] CRK信号は、所定のクランク角（例えば 30deg)毎に 1パルスが出力される。 ECU2 は、この CRK信号に応じ、エンジン 3の回転数（以下「エンジン回転数」という） NEを算出する。また、 TDC信号は、各気筒のピストン 3cが吸気行程の TDC位置よりも若干、手前の所定のクランク角位置にあることを表す信号であり、所定クランク角（本実施形態の例では 180deg)毎に 1パルスが出力される。

[0044] また、エンジン 3の吸気管 8には、上流側から順に、ターボチャージャ装置 10、インタークーラ 11、燃料気化冷却装置 12およびスロットル弁機構 16などが設けられている。

[0045] ターボチャージャ装置 10は、吸気管 8の途中のコンプレッサハウジング内に収容されたコンプレッサブレード 10aと、排気管 9の途中のタービンハウジング内に収容されたタービンブレード 10bと、 2つのブレード 10a, 10bを一体に連結する軸 10cと、ゥェストゲート弁 10dなどを備えている。

[0046] このターボチャージャ装置 10では、排気管 9内の排気ガスによってタービンブレード 10bが回転駆動されると、これと一体のコンプレッサブレード 10aも同時に回転することにより、吸気管 8内の吸入空気が加圧される。すなわち、過給動作が実行される。

[0047] また、上記ウェストゲート弁 10dは、排気管 9のタービンブレード 10bをバイパスするバイパス排気通路 9aを開閉するものであり、 ECU2に接続された電磁制御弁で構成されている（図 3参照）。このウェストゲート弁 10dは、 ECU2からの制御入力 Dut_w gに応じて開度が変化することにより、バイパス排気通路 9aを流れる排気ガスの流量、言い換えればタービンブレード 10bを駆動する排気ガスの流量を変化させる。これにより、ターボチャージャ装置 10による過給圧 Pcが制御される。

[0048] 一方、吸気管 8のコンプレッサブレード 10aよりも上流側に、エアフローセンサ 21 ( 出力検出手段、気筒吸入空気量検出手段）が設けられている。このエアフローセンサ 21は、熱線式エアフローメータで構成されており、後述するスロットル弁 17を通過する吸入空気量 (以下「TH通過吸入空気量」とレ、う） Gthを表す検出信号を ECU2 に出力する。

[0049] また、インタークーラ 11は、水冷式のものであり、その内部を吸気が通過する際、ターボチャージャ装置 10での過給動作 (加圧動作）によって温度が上昇した吸気を冷却する。

[0050] さらに、吸気管 8のインタークーラ 11と燃料気化冷却装置 12との間に、過給圧センサ 22が設けられている。この過給圧センサ 22は、半導体圧力センサなどで構成され、ターボチャージャ装置 10により加圧された吸気管 8内の吸気圧、すなわち過給圧 P c (絶対圧）を表す検出信号を ECU2に出力する。

[0051] 一方、燃料気化冷却装置 12は、燃料を気化し、混合気を生成すると同時に、その際に吸気の温度を低下させるものであり、図 4に示すように、吸気管 8の途中に設けられたハウジング 13と、このハウジング 13内に互いに平行にかつ所定間隔を存する状態で収容された多数の親油膜板 14 (6枚のみ図示）と、副燃料噴射弁 15などを備えている。 [0052] この副燃料噴射弁 15は、 ECU2に接続されており、 ECU2からの制御入力により、その燃料噴射量および燃料噴射タイミングが制御され、それにより、燃料を多数の親油膜板 14に向かって噴射する。なお、後述するように、 ECU2により、この副燃料噴射弁 15および主燃料噴射弁 4の双方から噴射すべき総燃料噴射量 TOUTが、ェンジン 3の運転状態に応じて決定されるとともに、この総燃料噴射量 TOUTに占める、主燃料噴射弁 4からの燃料噴射量の割合 (後述する主燃料噴射率 Rt_Pre)、および副燃料噴射弁 15からの燃料噴射量の割合が、エンジン 3の運転状態に応じて決定される。また、親油膜板 14の表面には、燃料に対して親和性を有する親油膜が形成されている。

[0053] 以上の構成により、この燃料気化冷却装置 12では、副燃料噴射弁 15から噴射された燃料は、各親油膜板 14の表面でその親油性により薄膜化された後、吸気の熱によつて気化する。それにより、混合気が生成されるとともに、その際の気化熱によって吸気が冷却される。この燃料気化冷却装置 12による冷却効果により、充填効率を高めること力 Sできるとともに、エンジン 3のノッキングの発生限界を拡大することができる。例えば、エンジン 3の高負荷運転時、ノッキングが発生し始める限界の点火時期を、所定クランク角（例えば 2deg)分、進角側に拡大することができ、それにより、燃焼効率を向上させることができる。

[0054] また、前述したスロットル弁機構 16は、スロットル弁 17およびこれを開閉駆動する T Hァクチユエータ 18などを備えている。スロットル弁 17は、吸気管 8の途中に回動自在に設けられており、当該回動に伴う開度の変化により TH通過吸入空気量 Gthを変化させる。 THァクチユエータ 18は、 ECU2に接続されたモータにギヤ機構（レヽずれも図示せず）を組み合わせたものであり、 ECU2からの後述する制御入力 DUTY _thによって制御されることにより、スロットル弁 17の開度を変化させる。

[0055] また、スロットル弁 17には、これを開弁方向および閉弁方向にそれぞれ付勢する 2 つのばね（いずれも図示せず）が取り付けられており、これら 2つのばねの付勢力により、スロットル弁 17は、制御入力 DUTY_thが THァクチユエータ 18に入力されていないときには、所定の初期開度 TH_defに保持される。この初期開度 TH_defは、全閉状態に近くかつエンジン 3の始動に必要な吸入空気量を確保できる値 (例えば 7 ° )に設定されている。

[0056] さらに、吸気管 8のスロットル弁 17の近傍には、例えばポテンショメータなどで構成されたスロットル弁開度センサ 23が設けられてレ、る。このスロットル弁開度センサ 23 は、スロットル弁 17の実際の開度（以下「スロットノレ弁開度」という） THを表す検出信号を ECU2に出力する。

[0057] また、吸気管 8のスロットル弁 17よりも下流側の部分は、サージタンク 8aになっており、このサージタンク 8aに、吸気管内絶対圧センサ 24 (出力検出手段、気筒吸入空気量検出手段）が設けられている。この吸気管内絶対圧センサ 24は、例えば半導体圧力センサなどで構成され、吸気管 8内の絶対圧（以下「吸気管内絶対圧」という） P BAを表す検出信号を ECU2に出力する。さらに、吸気管 8のサージタンク 8aよりも下流側は、インテークマ二ホールド 8bになっており（図 22参照）、このインテークマニホ一ノレド 8bは、 4つに分岐し、 4つの気筒 # 1一 # 4にそれぞれ連通している。

[0058] 一方、排気管 9のタービンブレード 10bよりも下流側には、上流側から順に、第 1および第 2触媒装置 19a, 19bが設けられており、これらの触媒装置 19a, 19bにより、排気ガス中の N〇x、 HCおよび COなどが浄化される。

[0059] これらの第 1および第 2触媒装置 19a, 19bの間に、酸素濃度センサ（以下「02センサ」という） 26が設けられている。この〇2センサ 26は、ジルコニァおよび白金電極などで構成され、第 1触媒装置 19aの下流側の排気ガス中の酸素濃度に基づく検出信号を ECU2に出力する。

[0060] また、排気管 9のタービンブレード 10bと第 1触媒装置 19の間に、 LAFセンサ 25が設けられている。この LAFセンサ 25は、 02センサ 26と同様のセンサとリニアライザなどの検出回路とを組み合わせることによって構成されており、リッチ領域からリーン領域までの広範囲な空燃比の領域において排気ガス中の酸素濃度をリニアに検出して、その酸素濃度に比例する検出信号を ECU2に出力する。 ECU2は、これらの LAF センサ 25および〇2センサ 26の検出信号に基づき、空燃比制御を実行する。

[0061] 次に、前述した可変式吸気弁駆動装置 40 (吸気バルブタイミング可変装置）について説明する。図 2、図 5および図 6に示すように、この可変式吸気弁駆動装置 40は、吸気弁駆動用の主吸気カムシャフト 41および副吸気カムシャフト 42と、気筒毎に設けられ、主 ·副吸気カムシャフト 41, 42の回転に伴って吸気弁 6を開閉駆動する吸気弁駆動機構 50 (1つのみ図示）と、主吸気カム位相可変機構 60と、副吸気カム位相可変機構 70と、 3つの吸気カム間位相可変機構 80などを備えてレ、る。

[0062] 主吸気カムシャフト 41 (第 1吸気カムシャフト）は、シリンダヘッド 3aに回転自在に取り付けられ、気筒の配列方向に沿って延びている。主吸気カムシャフト 41は、気筒毎に設けられた主吸気カム 43 (第 1吸気カム）と、一端部に設けられたスプロケット 47と、第 1気筒 # 1用の主吸気カム 43とスプロケット 47の間に設けられた主ギヤ 45と、を備えている。これらの主吸気カム 43、主ギヤ 45およびスプロケット 47はいずれも、主吸気カムシャフト 41に同軸かつ一体に回転するように取り付けられている。スプロケット 47は、タイミングチェーン 48を介して、クランクシャフト 3bに連結されており、それにより、主吸気カムシャフト 41は、クランクシャフト 3bが 2回転する毎に、図 6の時計回り（矢印 Y1で示す方向）に 1回転する。

[0063] また、主吸気カム位相可変機構 60は、主吸気カムシャフト 41のスプロケット 47側端部に設けられている。この主吸気カム位相可変機構 60は、主吸気カムシャフト 41のスプロケット 47に対する相対的な位相、すなわち主吸気カムシャフト 41のクランタシャフト 3bに対する相対的な位相（以下「主吸気カム位相」とレ、う） Θ miを無段階に進角側または遅角側に変更するものであり、その詳細については後述する。

[0064] さらに、主吸気カムシャフト 41のスプロケット 47と反対側の端部には、主吸気カム角センサ 27が設けられている。この主吸気カム角センサ 27は、クランク角センサ 20と同様に、マグネットロータおよび MREピックアップで構成されており、主吸気カムシャフト 41の回転に伴い、パルス信号である主吸気カム信号を所定のカム角（例えば ldeg )毎に ECU2に出力する。 ECU2は、この主吸気カム信号および CRK信号に基づき、上記主吸気カム位相 Θ miを算出（検出）する。

[0065] 一方、副吸気カムシャフト 42 (第 2吸気カムシャフト）も、主吸気カムシャフト 41と同様にシリンダヘッド 3aに回転自在に支持され、主吸気カムシャフト 41に平行に延びている。副吸気カムシャフト 42は、気筒毎に設けられた副吸気カム 44 (第 2吸気カム）と、上記主ギヤ 45と同歯数でかつ同径の副ギヤ 46とを有しており、副ギヤ 46は、畐 IJ 吸気カムシャフト 42と同軸に一体に回転するようになっている。 [0066] 主ギヤ 45および副ギヤ 46はいずれも、図示しない押圧スプリングにより常に互いに嚙み合うように押圧されているとともに、図示しないバックラッシュ補償機構により、バックラッシュが発生しないように構成されている。両ギヤ 45, 46の嚙み合いにより、畐 IJ 吸気カムシャフト 42は、主吸気カムシャフト 41の上記時計回りの回転に伴レ、、同じ回転数で図 6の反時計回り（矢印 Y2で示す方向）に回転する。

[0067] また、副吸気カム位相可変機構 70 (吸気カム位相可変機構）は、副吸気カムシャフト 42のタイミングチェーン 48側端部に設けられており、副吸気カムシャフト 42の主吸気カムシャフト 41に対する相対的な位相、言い換えれば第 1気筒 # 1用の副吸気力ム 44の主吸気カム 43に対する相対的な位相（以下「副吸気カム位相」という） Θ msi を無段階に変更する。この副吸気カム位相可変機構 70の詳細については後述する

[0068] さらに、副吸気カムシャフト 42の副吸気カム位相可変機構 70と反対側の端部には、副吸気カム角センサ 28が設けられている。この副吸気カム角センサ 28も、主吸気カム角センサ 27と同様に、マグネットロータおよび MREピックアップで構成されており、副吸気カムシャフト 42の回転に伴レ、、パルス信号である副吸気カム信号を所定のカム角（例えば ldeg)毎に ECU2に出力する。 ECU2は、この副吸気カム信号、主吸気カム信号および CRK信号に基づき、上記副吸気カム位相 Θ msi (第 1および第 2 吸気カムシャフト間の相対的な位相；プラントの入力、吸気弁のバルブタイミングを表す値)を算出する。

[0069] また、 4つの副吸気カム 44において、第 1気筒 # 1用の副吸気カム 44は、副吸気力ムシャフト 42と同軸に一体に回転するように取り付けられ、それ以外の第 2—第 4気筒 # 2— # 4用の副吸気カム 44の各々は、前記吸気カム間位相可変機構 80を介して副吸気カムシャフト 42に連結されている。これらの吸気カム間位相可変機構 80は、第 2—第 4気筒 # 2— # 4用の副吸気カム 44の、第 1気筒 # 1用の副吸気カム 44に対する相対的な位相（以下「吸気カム間位相」という） Θ ssi # iを、互い独立して無段階に変更するものであり、その詳細については後述する。なお、吸気カム間位相 Θ ss i # iにおける記号 # iは気筒番号を表すものであり、 # i= # 2— # 4に設定されてレ、る。この点は、以下の説明においても同様である。 [0070] さらに、 ECU2には、 3つの # 2— # 4副吸気カム角センサ 29— 31が電気的に接続されている（図 3参照）。これらの # 2— # 4副吸気カム角センサ 29— 31はそれぞれ、第 2—第 4気筒 # 2— # 4用の副吸気カム 44の回転に伴レ、、パルス信号である # 2— # 4副吸気カム信号を所定のカム角（例えば ldeg)毎に ECU2に出力する。 E CU2は、これらの # 2— # 4副吸気カム信号、副吸気カム信号、主吸気カム信号および CRK信号に基づき、上記吸気カム間位相 Θ ssi # iを算出する。

[0071] 一方、吸気弁駆動機構 50は、主 ·副吸気カム 43, 44と、吸気弁 6を開閉する吸気ロッカアーム 51と、吸気ロッカアーム 51を支持するリンク機構 52などで構成されている。これらの主'副吸気カム 43， 44のカムプロフィールについては後述する。

[0072] リンク機構 52は、 4節リンクタイプのものであり、吸気弁 6とほぼ平行に延びる第 1リンク 53と、互いに平行に上下に設けられた 2つの第 2リンク 54， 54と、ノィァススプリング 55と、リターンスプリング 56などを備えている。この第 1リンク 53には、その下端部に吸気ロッカアーム 51の中央部がピン 51cを介して回動自在に取り付けられており、上端部に回転自在のローラ 53aが設けられている。

[0073] 吸気ロッカアーム 51には、主吸気カム 43側の端部に回転自在のローラ 51aが設けられ、吸気弁 6側の端部にアジャストボルト 51bが取り付けられている。このアジャストボルト 5 lbの下縁と吸気弁 6の上縁との間のバルブクリアランスは、後述するような所定値に設定されている。また、ノくィァススプリング 55は、その一端部が吸気口ッカァ一ム 51に取り付けられ、他端部が第 1リンク 53に取り付けられている。このバイアススプリング 55の付勢力により、吸気ロッカアーム 51は、図 6の時計回りに付勢されており、それにより、ローラ 51aを介して主吸気カム 43に常に当接している。

[0074] 以上の構成により、主吸気カム 43が図 6の時計回りに回転すると、吸気口ッカァ一ム 51は、ローラ 51aが主吸気カム 43のカム面上を転動することにより、主吸気カム 43 のカムプロフィールに応じて、ピン 51cを回動支点として時計回り '反時計回りに回動する。この吸気ロッカアーム 51の回動により、アジャストボルト 51bが上下方向に往復動し、吸気弁 6を開閉させる。

[0075] また、各第 2リンク 54は、その一端部がピン 54aを介してシリンダヘッド 3aに回動自在に連結され、他端部が第 1リンク 53の所定部位にピン 54bを介して回動自在に連結されている。さらに、リターンスプリング 56では、その一端部が上側の第 2リンク 54 に取り付けられ、他端部がシリンダヘッド 3aに取り付けられている。このリターンスプリング 56の付勢力により、上側の第 2リンク 54は、図 6の反時計回りに付勢されており、それにより、第 1リンク 53は、ローラ 53aを介して副吸気カム 44に常に当接している。

[0076] 以上の構成により、副吸気カム 44が図 6の反時計回りに回転すると、第 1リンク 53は、ローラ 53aが副吸気カム 44のカム面上を転動することにより、副吸気カム 44のカムプロフィールに応じ、上下方向に移動する。それにより、吸気ロッカアーム 51の回動支点であるピン 51cが、最下位置（図 6に示す位置）と最上位置（図 15Aに示す位置 )との間で上下方向に移動する。これに伴い、吸気ロッカアーム 51が上述したように回動する際、アジャストボルト 5 lbの往復動の位置が変化する。

[0077] また、主吸気カム 43のカム山の高さは、副吸気カム 44よりも高くなつており、主吸気カム 43と副吸気カム 44とのカム山の高さの比は、アジャストボルト 51bからローラ 51a の中心までの距離と、アジャストボルト 51bからピン 51cの中心までの距離との比に等しい値に設定されている。すなわち、主'副吸気カム 43, 44により吸気ロッカアーム 5 1が駆動された際、主吸気カム 43のカム山によるアジャストボルト 51bの上下方向の変動量と、副吸気カム 44のカム山によるアジャストボルト 51bの上下方向の変動量が互いに同じになるように設定されてレ、る。

[0078] 次に、前述した主吸気カム位相可変機構 60について説明する。この主吸気カム位相可変機構 60は、図 7に示すように、ハウジング 61、 3枚羽根式のベーン 62、油圧ポンプ 63および電磁弁機構 64などを備えている。

[0079] このハウジング 61は、前述したスプロケット 47と一体に構成されており、互いに等間隔に形成された 3つの隔壁 61aを備えている。ベーン 62は、主吸気カムシャフト 41のスプロケット 47側の端部に同軸に取り付けられ、主吸気カムシャフト 41から外方に放射状に延びているとともに、ハウジング 61内に回転可能に収容されている。また、ノ、ウジング 61では、隔壁 61aとべーン 62との間に、 3つの進角室 65および 3つの遅角室 66が形成されている。

[0080] 油圧ポンプ 63は、クランクシャフト 3bに連結された機械式のものであり、クランタシャフト 3bが回転すると、それに伴って、エンジン 3のオイルパン 3dに蓄えられた潤滑用のオイルを、油路 67cを介して吸い込むとともに、これを昇圧した状態で、油路 67cを介して電磁弁機構 64に供給する。

[0081] 電磁弁機構 64は、スプール弁機構 64aおよびソレノイド 64bを組み合わせたものであり、進角油路 67aおよび遅角油路 67bを介して、進角室 65および遅角室 66にそれぞれ接続されているとともに、油圧ポンプ 63から供給された油圧を、進角油圧 Padおよび遅角油圧 Prtとして、進角室 65および遅角室 66にそれぞれ出力する。電磁弁機構 64のソレノイド 64bは、 ECU2に電気的に接続されており、 ECU2からの制御入力 DUTY_miが入力された際、スプール弁機構 64aのスプール弁体を、制御入力 D UTY_miに応じて所定の移動範囲内で移動させることにより、進角油圧 Padおよび遅角油圧 Prtをレ、ずれも変化させる。

[0082] 以上の主吸気カム位相可変機構 60では、油圧ポンプ 63の動作中、電磁弁機構 6 4が制御入力 DUTY_miに応じて作動することにより、進角油圧 Padが進角室 65に、遅角油圧 Prtが遅角室 66にそれぞれ供給され、それにより、ベーン 62とハウジング 64との間の相対的な位相が進角側または遅角側に変更される。その結果、前述した主吸気カム位相 Θ miが所定範囲（例えばカム角 45deg— 60deg分の範囲）で無段階に進角側または遅角側に変更される。なお、この主吸気カム位相可変機構 60には、図示しないロック機構が設けられており、このロック機構により、油圧ポンプ 63からの供給油圧が低いときには、主吸気カム位相可変機構 60の動作がロックされる。すなわち、主吸気カム位相可変機構 60による主吸気カム位相 Θ miの変更が禁止され、主吸気カム位相 Θ miがアイドル運転やエンジン始動に適した値にロックされる。

[0083] 次に、前述した副吸気カム位相可変機構 70について説明する。図 8に示すように、この副吸気カム位相可変機構 70は、ハウジング 71、 1枚のベーン 72、油圧ピストン機構 73およびモータ 74などを備えてレ、る。

[0084] このハウジング 71は、副吸気カムシャフト 42の上記ギヤ 46と一体に構成されており、その内部に断面扇形のベーン室 75が形成されている。ベーン 72は、副吸気力ムシャフト 42のタイミングチェーン 48側の端部に同軸に取り付けられ、副吸気カムシャフト 42から外方に延びているとともに、ベーン室 75に回転可能に収容されている。このベーン 72により、ベーン室 75は第 1および第 2ベーン室 75a, 75bに仕切られている [0085] また、ベーン 72に、リターンスプリング 72aの一端部が取り付けられており、このリターンスプリング 72の他端部は、ハウジング 71に取り付けられている。このリターンスプリング 72aにより、ベーン 72は、図 8の反時計回りの方向、すなわち第 1ベーン室 75a の容積を小さくする方向に付勢されてレ、る。

[0086] 一方、油圧ピストン機構 73は、シリンダ 73aおよびピストン 73bを備えている。このシリンダ 73aの内部空間は、油路 76を介して第 1ベーン室 75aに連通しており、これらのシリンダ 73aの内部空間、油路 76内および第 1ベーン室 75a内には、作動油が充填されている。また、第 2ベーン室 75bは、大気側に連通している。

[0087] また、ピストン 73bには、ラック 77が取り付けられており、これと嚙み合うピニオン 78 がモータ 74の回転軸に同軸に取り付けられている。モータ 74は、 ECU2に電気的に接続されており、 ECU2からの制御入力 DUTY_msiが入力されると、ピニオン 78を回転駆動し、それにより、ラック 77を介してピストン 73bをシリンダ 73a内で摺動させる。それにより、第 1ベーン室 75a内の油圧 Psdが変化し、このように変化する油圧 Psd とリターンスプリング 72aの付勢力とのバランスにより、ベーン 72が時計回りまたは反時計回りに回転する。その結果、副吸気カム位相 Θ msiが、所定範囲（後述するカム角 180deg分の範囲）で進角側または遅角側に無段階に変更される。

[0088] 以上のように、この副吸気カム位相可変機構 70では、前述した主吸気カム位相可変機構 60の油圧ポンプ 63および電磁弁機構 64に代えて、油圧ピストン機構 73およびモータ 74を用いることによって、副吸気カム位相 Θ msiを変化させている。これは、副吸気カム位相可変機構 70が各気筒への吸入空気量の調整に用いられるため、主吸気カム位相可変機構 60よりも高い応答性が要求されることによる。したがって、畐 IJ 吸気カム位相可変機構 70において、高い応答性が必要でない場合 (例えば、後述する吸気弁 6のバルブタイミング制御において、遅閉じ制御および早閉じ制御の一方のみを実行すればよい場合）には、油圧ピストン機構 73およびモータ 74に代えて、主吸気カム位相可変機構 60と同様に、油圧ポンプ 63および電磁弁機構 64を用いてもよい。

[0089] なお、図 9に示すように、副吸気カム位相可変機構 70において、ベーン 72を同図の時計回りの方向に付勢するリターンスプリング 72bを設け、このリターンスプリング 7 2bの付勢力をリターンスプリング 72aと同じ値に設定するとともに、同図に示すベーン 72の中立位置を、副吸気カム位相 Θ msiが最も高頻度に制御される値に相当する位置に設定してもよい。このようにすれば、副吸気カム位相可変機構 70の動作中、ベーン 72が中立位置に保持される時間がより長くなることで、モータ 74の動作停止時間をより長く確保でき、それにより消費電力を低減できる。

[0090] 次に、前述した吸気カム間位相可変機構 80について説明する。なお、 3つの吸気カム間位相可変機構 80は、互いに同様に構成されているので、以下、第 2気筒 # 2 用の副吸気カム 44の吸気カム間位相 Θ ssi # 2を変更する吸気カム間位相可変機構 80を例にとって説明する。この吸気カム間位相可変機構 80は、吸入空気量の気筒間の定常的なばらつきを調整するためのものであり、高い応答性が必要とされないものであるので、前述した主吸気カム位相可変機構 60と一部を除いて同様に構成されている。すなわち、吸気カム間位相可変機構 80は、図 10に示すように、ハウジング 8 1、ベーン 82、油圧ポンプ 83および電磁弁機構 84などを備えている。

[0091] このハウジング 81は、第 2気筒 # 2用の副吸気カム 44と一体に構成されており、 1 つの隔壁 81aを備えている。ベーン 82は、副吸気カムシャフト 42の途中に同軸に取り付けられ、ハウジング 81内に回転可能に収容されている。また、ハウジング 81では、隔壁 81aとべーン 82との間に、進角室 85および遅角室 86が形成されている。

[0092] 油圧ポンプ 83は、前述した油圧ポンプ 63と同様に、クランクシャフト 3bに連結された機械式のものであり、クランクシャフト 3bが回転すると、それに伴って、エンジン 3のオイルパン 3dに蓄えられた潤滑用のオイルを、油路 87cを介して吸い込むとともに、これを昇圧した状態で、油路 87cを介して電磁弁機構 84に供給する。

[0093] 電磁弁機構 84は、前述した電磁弁機構 64と同様に、スプール弁機構 84aおよびソレノイド 84bを組み合わせたものであり、進角油路 87aおよび遅角油路 87bを介して、進角室 85および遅角室 86にそれぞれ接続されてレ、るとともに、油圧ポンプ 83から供給された油圧を、進角油圧 Padおよび遅角油圧 Prtとして、進角室 85および遅角室 8 6にそれぞれ出力する。電磁弁機構 84のソレノイド 84bは、 ECU2に電気的に接続されており、 ECU2からの制御入力 DUTY ssi # 2が入力された際、スプール弁機構 84aのスプール弁体を、制御入力 DUTY— ssi # 2に応じて所定の移動範囲内で移動させることにより、進角油圧 Padおよび遅角油圧 Prtをいずれも変化させる。

[0094] 以上の吸気カム間位相可変機構 80では、油圧ポンプ 83の動作中、電磁弁機構 8 4が制御入力 DUTY_ssi # 2に応じて作動することにより、進角油圧 Padが進角室 8 5に、遅角油圧 Prtが遅角室 86にそれぞれ供給され、それにより、ベーン 82とハウジング 84との間の相対的な位相が進角側または遅角側に変更される。その結果、前述した吸気カム間位相 Θ ssi # 2が所定範囲（例えばカム角 30deg分の範囲）で無段階に進角側または遅角側に変更される。なお、この吸気カム間位相可変機構 80には、図示しないロック機構が設けられており、このロック機構により、油圧ポンプ 83からの供給油圧が低いときには、吸気カム間位相可変機構 80の動作がロックされる。すなわち、吸気カム間位相可変機構 80による吸気カム間位相 Θ ssi # 2の変更が禁止され、吸気カム間位相 Θ ssi # 2がその時点の制御目標値 (後述する値 0)にロックされる。

[0095] なお、圧縮着火式内燃機関のように、各気筒の内部 EGR量や吸入空気量などを高い応答性でかつ高精度に制御する必要がある場合には、吸気カム間位相可変機構 80を、副吸気力ム位相可変機構 70と同様に構成してもよレ、。

[0096] 次に、以上のように構成された可変式吸気弁駆動装置 40の動作について説明する。なお、以下の説明では、主 ·副吸気カム 43, 44として、第 1気筒 # 1用のものを例にとつて説明する。図 11は、主'副吸気カム 43, 44のカムプロフィールを説明するためのものであり、副吸気カム位相可変機構 70により副吸気カム位相 Θ msi = 0degに設定されているときの動作状態、すなわち副吸気カム 44と主吸気カム 43との間に位相差がないときの動作状態を示している。

[0097] 図中の 1点鎖線で示す曲線は、主吸気カム 43が回転したときの、これと吸気ロッカアーム 51との当接点、すなわちローラ 51aの変動量およびその変動タイミングを表しており、図中の破線で示す曲線は、副吸気カム 44が回転したときの第 1リンク 53すなわちピン 51cの変動量およびその変動タイミングを表している。この点は、以下の図 1 2B 図 16におレ、ても同様である。

[0098] さらに、図 11に 2点鎖線で示す曲線は、比較のために、オット一サイクルで運転される一般的なエンジン、すなわち膨張比と圧縮比が同じになるように運転されるェンジンの吸気カム（以下「オット一吸気カム」という）によるアジャストボルト 5 lbの変動量および変動タイミングを表すものである。この曲線にバルブクリアランスを加味したもの力オット一吸気カムによる吸気弁のバルブリフト曲線に相当するので、以下の説明では、この曲線を適宜、バルブリフト曲線という。

[0099] 同図に示すように、主吸気カム 43は、オット一吸気カムと比べて、リフト開始タイミングすなわち開弁タイミングが同じで、リフト終了タイミングすなわち閉弁タイミングが圧縮行程のより遅レ、タイミングとなる、いわゆる遅閉じカムとして構成されているとともに、最大バルブリフト量となる状態が所定範囲（例えばカム角 150deg分)で継続する力ムプロフィールを有している。なお、以下の説明においては、吸気弁 6がオット一吸気カムよりも遅レ、タイミングおよび早いタイミングで閉弁される状態をそれぞれ、吸気弁 6 の「遅閉じ」または「早閉じ」とレ、う。

[0100] さらに、副吸気カム 44は、主吸気カム 43と比べて、開弁タイミングがより早くなるとともに、最大バルブリフト量となる状態が上記所定範囲（例えばカム角 150deg分）で継続するカムプロフィールを有してレ、る。

[0101] 以上のカムプロフィールを有する主'副吸気カム 43, 44により、吸気弁 6を実際に駆動した場合の動作について、図 12A—図 16を参照しながら説明する。図 12A、図 12Bは、副吸気カム位相 e msi=Odegのときの動作例を示している。なお、図 12B の実線で示す曲線は、アジャストボルト 51bの実際の変動量およびその変動タイミングを示すものであり、前述したように、これにバルブクリアランスを加味したもの力吸気弁 6の実際のバルブリフト量およびバルブタイミングを示すバルブリフト曲線に相当する。したがって、以下の説明では、この曲線を、適宜、吸気弁 6のバルブリフト曲線とレ、い、アジャストボルト 5 lbの変動量およびその変動タイミングを、吸気弁 6のバルブリフト量およびバルブタイミングという。この点は図 13B 図 16においても同様である。

[0102] 図 12Aに示すように、副吸気カム位相 Θ msi = Odegのときには、主吸気カム 43がそのカム山が高い部位で吸気ロッカアーム 51に当接している期間中、副吸気カム 44 がそのカム山が高い部位で第 1リンク 53に当接する状態となる。すなわち、主吸気力ム 43による開弁動作中、吸気ロッカアーム 51の回動支点が最下位置に保持される。その結果、図 12Bに示すように、吸気弁 6のバルブリフト量およびバルブタイミングは、オット一吸気カムと比べて、開弁タイミングが同じで閉弁タイミングがより遅くなり、遅閉じカムで吸気弁 6を駆動してレ、る状態となる。

[0103] 図 13A 図 15Bはそれぞれ、副吸気カム位相可変機構 70により副吸気カム位相

Θ msiが 90deg、 120degおよび 180degに設定されている場合の動作例を示している。言い換えれば、副吸気カムシャフト 42の位相を主吸気カムシャフト 41に対して力ム角 90deg分、 120deg分および 180deg分、進角側にずらした場合の動作例を示している。また、図 16は、副吸気カム位相 0 msiを 120degから 180degに変化させた際の動作例を示している。

[0104] 図 13Aに示すように、 e msi = 90degのときには、主吸気カム 43がそのカム山が高い部位で吸気ロッカアーム 51に当接している期間の後半側で、副吸気カム 44は、力ム山の高い部位ではなく低い部位で第 1リンク 53に当接する状態となる。その結果、図 13Bに示すように、吸気弁 6の閉弁タイミングすなわち主吸気カム 43による開弁動作の終了タイミングが、 6 msi= 0degのときよりも早くなり、前述したオット一吸気カムと同じバルブタイミングとなる。

[0105] また、 6 msi力 S90degより大きいとき、例えば図 14Aに示す 6 msi= 120degのときには、主吸気カム 43がそのカム山が高い部位で吸気ロッカアーム 51に当接している期間中、副吸気カム 44がカム山の高い部位で第 1リンク 53に当接する時間が上記 Θ msi= 90degのときよりも短くなる。その結果、図 14Bに示すように、吸気弁 6の閉弁タイミングが、上述した Θ msi= 90degのときよりもさらに早くなり、オット一吸気カムと比べて、開弁タイミングが同じで閉弁タイミングがより早くなり、早閉じカムで吸気弁 6 を駆動している状態となる。

[0106] さらに、図 16に示すように、副吸気カム位相 θ msiを上記 120deg力ら 180degに変化させると、主吸気カム 43がそのカム山が高い部位で吸気ロッカアーム 51に当接している期間中、副吸気カム 44がカム山の高い部位で第 1リンク 53に当接する時間が漸減し、その結果、吸気弁 6の閉弁タイミングが次第に早くなるとともに、吸気弁 6 のバルブリフト量もその最大値力、ら漸減する。このように、吸気弁 6のバルブリフト量がその最大値よりも小さくなるように、副吸気カム位相可変機構 70によって副吸気カム位相 Θ msiを設定した場合、燃焼室内に流れ込む吸入空気の流速を上昇させることができ、筒内流動をより大きくすることができる。それにより、燃焼効率を向上させることができる。

[0107] そして、最終的に、 Θ msi= 180degとなったときには、図 15Aに示すように、主吸気カム 43がそのカム山が高い部位で吸気ロッカアーム 51に当接している期間中、副吸気カム 44は、カム山の低い部位で第 1リンク 53に当接する状態となり、その結果、図 15Bに示すように、アジャストボルト 51bの変動量は、極めて小さい状態になるとともに、その最大値がバルブクリアランスよりも若干、小さい値になる。その結果、 Θ msi = 180degのときには、アジャストボルト 51bにより吸気弁 6が駆動されない状態になることで、吸気弁 6は閉弁状態に保持される。

[0108] なお、以上の可変式吸気弁駆動装置 40では、副吸気カム位相 Θ msi = 90degのときに、吸気弁 6のバルブリフト曲線がオット一吸気カムの場合と同じになるように構成されている力 S、吸気弁 6のバルブリフト曲線がオット一吸気カムと同じになる副吸気力ム位相 Θ msiの値は、主'副吸気カム 43, 44のカムプロフィールを変更することにより、適宜に変更可能である。

[0109] 次に、可変式排気弁駆動装置 90について説明する。この可変式排気弁駆動装置 90は、前述した可変式吸気弁駆動装置 40と実質的に同様に構成されており、排気弁駆動用の主排気カムシャフト 91および副排気カムシャフト 92と、気筒毎に設けられ、主'副排気カムシャフト 91， 92の回転に伴って排気弁 7を開閉駆動する排気弁駆動機構 100 (図 2に 1つのみ図示）と、主排気カム位相可変機構 110と、副排気カム位相可変機構 120と、 3つの排気力ム間位相可変機構 130などを備えてレ、る。

[0110] 主排気カムシャフト 91は、気筒毎に設けられた主排気カム 93と、一体に取り付けられた主ギヤ 95と、一端部に設けられたスプロケット 97とを備えている。このスプロケット 97は、主排気カムシャフト 41のスプロケット 47と同様に、前述したタイミングチヱ一ン 48を介して、クランクシャフト 3bに連結されている。それにより、主排気カムシャフト 91は、クランクシャフト 3bが 2回転する毎に 1回転する。

[0111] また、主排気カム位相可変機構 110は、主排気；対する相対的な位相、すなわち主排気カムシャフト 91のクランクシャフト 3bに対する相対的な位相（以下「主排気カム位相」という） Θ meを無段階に進角側または遅角側に変更するものである。この主排気カム位相可変機構 110は、具体的には、前述した主吸気カム位相可変機構 60と同様に構成されているので、その説明はここでは省略する。

[0112] さらに、主排気カムシャフト 91のスプロケット 97と反対側の端部には、主排気カム角センサ 32が設けられている。この主排気カム角センサ 32は、主吸気カム角センサ 27 と同様に、マグネットロータおよび MREピックアップで構成されており、主排気力ムシャフト 91の回転に伴レ、、パルス信号である主排気カム信号を所定のカム角（例えば 1 deg)毎に ECU2に出力する。 ECU2は、この主排気カム信号および CRK信号に基づき、上記主排気カム位相 Θ meを算出する。

[0113] 一方、副排気カムシャフト 92は、気筒毎に設けられた副排気カム 94と、上記主ギヤ 95と同歯数の副ギヤ 96とを有している。これらの主'副ギヤ 95, 96はいずれも、前述した主'副ギヤ 45, 46と同様に、図示しない押圧スプリングにより常に嚙み合うように押圧されているとともに、図示しなレ、バックラッシュ補償機構により、バックラッシュ力 S 発生しないように構成されている。両ギヤ 95, 96の嚙み合いにより、副排気カムシャフト 92は、主排気カムシャフト 91の回転に伴い、同じ回転数で反対回りに回転する。

[0114] また、副排気カム位相可変機構 120は、副排気カムシャフト 92のギヤ 96に対する相対的な位相、すなわち副排気カムシャフト 92の主排気カムシャフト 91に対する相対的な（以下「副排気カム位相」という） S mseを無段階に変更するものである。この副排気カム位相可変機構 120は、具体的には、前述した副吸気カム位相可変機構 7 0と同様に構成されているので、その説明はここでは省略する。

[0115] 一方、副排気カムシャフト 92の副排気カム位相可変機構 120と反対側の端部には、副排気カム角センサ 33が設けられている。この副排気カム角センサ 33は、主排気カム角センサ 32と同様に、マグネットロータおよび MREピックアップで構成されており、副排気カムシャフト 92の回転に伴い、パルス信号である副排気カム信号を所定のカム角（例えば ldeg)毎に ECU2に出力する。 ECU2は、この副排気カム信号、主排気カム信号および CRK信号に基づき、上記副排気カム位相 Θ mseを算出する。 [0116] さらに、第 1気筒 # 1用の副排気カム 94は、副排気カムシャフト 92に同軸かつ一体に回転するように取り付けられており、これ以外の第 2—第 4気筒 # 2— # 4用の副排気カム 94の各々は、前記排気カム間位相可変機構 130を介して副排気カムシャフト 92に連結されている。これらの排気カム間位相可変機構 130は、第 2—第 4気筒 # 2 一 # 4用の副排気カム 94の、第 1気筒 # 1用の副排気カム 94に対する相対的な位相（以下「排気カム間位相」という） Θ sse # 2 # 4を、互い独立して無段階に変更するものであり、具体的には、前述した吸気カム間位相可変機構 80と同様に構成されているので、その説明はここでは省略する。

[0117] また、図示しないが、 ECU2には、前述した # 2— # 4副吸気カム角センサ 29 31 と同様の # 2 # 4副排気カム角センサが電気的に接続されており、これらの # 2 # 4副排気カム角センサはそれぞれ、第 2 第 4気筒 # 2 # 4用の副排気カム 94の回転に伴い、パルス信号である # 2— # 4副排気カム信号を所定のカム角（例えば 1 deg)毎に ECU2に出力する。 ECU2は、これらの # 2— # 4副排気カム信号、畐 ij排気カム信号、主排気カム信号および CRK信号に基づき、上記排気カム間位相 Θ sse # 2— # 4を算出する。

[0118] 一方、排気弁駆動機構 100は、吸気弁駆動機構 50と同様に構成されており、主 · 副排気カム 93, 94と、排気弁 7を開閉する排気口ッカアーム 101と、排気口ッカァ一ム 101を支持するリンク機構 102などで構成されている。主'副排気カム 93, 94はそれぞれ、主'副吸気カム 43, 44と同様のカムプロフィールを有している。また、排気口ッカアーム 101およびリンク機構 102はそれぞれ、前述した吸気ロッカアーム 51およびリンク機構 52と同様に構成されているので、その詳細な説明は省略するが、排気ロッカアーム 101の主排気カム 93と反対側の端部には、前述したアジャストボルト 51 bと同様のアジャストボルト 101bが取り付けられている。また、排気口ッカアーム 101 は、第 1リンク 103により回動自在に支持されている。

[0119] 次に、以上のように構成された可変式排気弁駆動装置 90の動作について説明する。なお、以下の説明では、主'副排気カム 93, 94として、第 1気筒 # 1用のものを例にとつて説明する。図 17は、主'副排気カム 93, 94のカムプロフィールを説明するためのものであり、副排気カム位相可変機構 120により副排気カム位相 Θ mse = 0deg に設定されてレ、る場合の動作例を示してレ、る。

[0120] 図中の 1点鎖線で示す曲線は、主排気カム 93が回転したときの、これと排気口ッカアーム 101との当接点の変動量およびその変動タイミングを表しており、図中の破線で示す曲線は、副排気カム 94が回転したときの第 1リンク 103の変動量およびその変動タイミングを表している。この点は、以下の図 18—図 21においても同様である。

[0121] さらに、同図に 2点鎖線で示す曲線は、比較のために、オット一サイクルで運転される一般的なエンジンの排気カム（以下「オット一排気カム」という）によるアジャストボルト 101bの変動量およびその変動タイミングを表している。この曲線にバルブクリアランスをカ卩味したもの力オット一排気カムによる排気弁のバルブリフト曲線に相当するので、以下の説明では、この曲線を適宜、バルブリフト曲線という。

[0122] 同図に示すように、主排気カム 93は、オット一排気カムと比べて、その閉弁タイミングが同じで、開弁タイミングが膨張行程のより早レ、タイミングで開弁される、いわゆる早開けカムとして構成されているとともに、最大バルブリフト量となる状態が所定範囲 (例えばカム角 90deg分）で継続するカムプロフィールを有している。なお、以下の説明におレ、ては、排気弁 7がオット一排気カムよりも遅レ、タイミングおよび早レ、タイミングで開弁される状態をそれぞれ、排気弁 7の「遅開け」および「早開け」という。

[0123] さらに、副排気カム 94は、主排気カム 93と比べて、開弁時間がより長ぐかつ最大バルブリフト量となる状態がより長い所定範囲（例えばカム角 150deg分)で継続するカムプロフィールを有してレ、る。

[0124] 以上のカムプロフィールを有する主.副排気カム 93, 94により、排気弁 7を実際に駆動した場合の動作について、図 18—図 21を参照しながら説明する。図 18は、畐 IJ 排気カム位相 Θ mse = 0degのときの動作例を示している。なお、同図の実線で示す曲線は、アジャストボルト 10 lbの実際の変動量およびその変動タイミングを示すものであり、前述したように、排気弁 7のバルブリフト曲線に実質的に相当するものである。したがって、以下の説明では、この曲線を、適宜、排気弁 7のバルブリフト曲線とレヽレ、、アジャストボルト 101bの実際の変動量およびその変動タイミングを、排気弁 7のバルブリフト量およびバルブタイミングという。この点は図 19一図 21においても同様である。 [0125] 副排気カム位相 Θ mse = 0degのときには、主排気カム 93がそのカム山の高い部位で排気口ッカアーム 101に当接している期間中、副排気カム 94がそのカム山の低い部位で第 1リンク 103に当接する状態となる。その結果、図 18に示すように、アジャストボルト 101bの変動量が極めて小さい状態になり、その最大値がバルブクリアランスよりも若干、小さレ、値になる。したがって、 e mse = 0degのときには、アジャストボノレト 101bにより排気弁 7が駆動されない状態になることで、排気弁 7は閉弁状態に保持される。

[0126] 図 19一図 21はそれぞれ、副排気カム位相可変機構 120により副排気カム位相 Θ mseが 45deg、 90degおよび 150degに設定されている場合の動作例を示している。言い換えば、副排気カムシャフト 92の位相を主排気力ムシャフト 91に対してカム角 4 5deg分、 90deg分および 150deg分、進角側にずらした場合の動作例を示している

[0127] 前述した排気弁駆動機構 100の構成により、副排気カム位相 Θ mseが大きくなるほど、すなわち副排気カムシャフト 92の位相を主排気カムシャフト 91に対して進角させるほど、主排気カム 93がそのカム山の高い部位で排気口ッカアーム 101に当接している期間中、副排気カム 94がそのカム山の高い部位で第 1リンク 103に当接する時間が長くなる。その結果、図 19一図 21に示すように、 Θ mseが大きくなるほど、排気弁 7の開弁タイミングが早くなる。

[0128] 具体的には、図 19に示す Θ mse = 45degの場合には、オット一排気カムと比べて、その閉弁タイミングが同じで開弁タイミングがより遅くなり、遅開けカムで排気弁 7を駆動する状態となる。また、図 20に示す Θ mse = 90deg ( = Θ mseott)の場合には、排気弁 7のバルブタイミングは、オット一排気カムによるバルブタイミングと同じになる。さらに、 Θ mse力 S90degよりも大きレヽ場合、 ί列えは、図 21に示す Θ mse = 150deg の場合には、オット一排気カムと比べて、その閉弁タイミングが同じで開弁タイミング力はり早くなり、早開けカムで排気弁 7を駆動する状態となる。なお、図示しないけれども、 0 mse = O 60degの範囲では、 Θ mseの増大に伴レ、、排気弁 7のバルブリフト量も増大するように構成されてレ、る。

[0129] 一方、図 3に示すように、 ECU2には、吸気管内温度センサ 34、アクセル開度センサ 35およびイダニッシヨン.スィッチ（以下「IG' SW」という） 36が接続されている。この吸気管内温度センサ 34は、吸気管 8内の空気温度 TBを表す検出信号を ECU2 に出力し、アクセル開度センサ 35は、車両の図示しないアクセルペダルの踏み込み量 (以下「アクセル開度」という） APを表す検出信号を ECU2に出力する。さらに、 IG •SW36は、イグニッションキー（図示せず）操作により ONZOFFされるとともに、その〇NZ〇FF状態を表す信号を ECU2に出力する。

[0130] 次に、 ECU2について説明する。この ECU2は、 I/Oインターフェース、 CPU、 R AMおよび ROMなどからなるマイクロコンピュータで構成されており、前述した各種のセンサ 20 35および IG' SW36の検出信号に応じて、エンジン 3の運転状態を判別するとともに、 ROMに予め記憶された制御プログラムや RAMに記憶されたデータなどに従って、後述する各種の制御処理を実行する。

[0131] なお、本実施形態では、 ECU2により、推定吸入空気量算出手段、目標吸入空気量設定手段、同定手段、制御指令値算出手段、制御手段、予測値算出手段、出力検出手段、目標値設定手段、予測手段、制御指令値決定手段および気筒吸入空気量検出手段が構成されてレ、る。

[0132] 図 22に示すように、制御装置 1は、 DUTY— th算出部 200、 Gcyl算出部 210、畐 ij 吸気カム位相コントローラ 220および吸気カム間位相コントローラ 230を備えており、これらはいずれも、具体的には ECU2により構成されている。この DUTY— th算出部 200では、後述するように、スロットル弁開度 THの目標値である目標開度 TH—c mdが、目標吸入空気量 Gcyl— cmdに応じて算出され、さらに、この目標開度 TH— cmdに応じて、スロットノレ弁機構 16への制御入力 DUTY— thが算出される。

[0133] Gcyl算出部 210では、図 24に示す式（1)により、気筒内に吸入されたと推定される気筒吸入空気量 Gcyl (推定吸入空気量）が算出される。この式（1)において、 VBは吸気管内体積を、 Rは所定の気体定数を、 TBは吸気管内の温度ををそれぞれ表している。また、記号 nは離散化した時間を表し、記号 (n)，（n— 1)などが付いた各離散データ（時系列データ）は、所定周期（例えば TDC信号の入力同期や一定値など )でサンプリングされたデータであることを示している。なお、記号 (n)付きのデータは今回値であることを、記号 (n— 1)付きのデータは前回値であることをそれぞれ示している。この点は、以下の本明細書中の他の離散データにおいても同様である。さらに

、本明細書中の説明では、離散データであることを表す記号 (n)，（n— 1)などを適宜、省略する。

[0134] また、副吸気カム位相コントローラ 220は、上記 Gcyl算出部 210で算出された気筒吸入空気量 Gcylなどに応じて、副吸気カム位相可変機構 70への制御入力 DUTY _msiを算出するものであり、その詳細については後述する。

[0135] さらに、吸気カム間位相コントローラ 230は、気筒間の吸入空気量のばらつきを補正するために、後述するように、 3つの吸気カム間位相可変機構 80への制御入力 D UTY_ssi # 2— # 4をそれぞれ算出する。この吸気カム間位相コントローラ 230の詳細については、後述する。

[0136] 次に、副吸気カム位相コントローラ 220について説明すると、この副吸気カム位相コントローラ 220は、図 23に示すように、目標副吸気カム位相 e msi_cmd (制御指令値）を算出する第 1 SPASコントローラ 221と、制御入力 DUTY— msiを算出する第 2 SPASコントローラ 225とを備えてレ、る。

[0137] この第 1 SPASコントローラ 221は、以下に述べる適応予測型応答指定制御（

Self-tuning Prediction Pole Assignment Control)アルゴリズムにより、気筒吸入空気量 Gcyl、目標吸入空気量 Gcyl— cmdおよび要求駆動トノレク TRQ— engに応じて、目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdを算出するものであり、状態予測器 222、オンボード同定器 223およびスライディングモードコントローラ 224で構成されている。

[0138] まず、状態予測器 222 (予測値算出手段）について説明する。この状態予測器 222 は、以下に述べる予測アルゴリズムにより、気筒吸入空気量 Gcylの予測値である予測吸入空気量 Pre_Gcyl (プラントの出力の予測値）を予測（算出）するものである。

[0139] まず、副吸気カム位相 Θ msiおよび気筒吸入空気量 Gcylをそれぞれ入力および出力とする制御対象を、離散時間系モデルである ARXモデル（auto-regressive model with exogeneous input:外咅 |5入力持つ自己回' J帚モアノレ)としてモデノレイ匕すると、図 24に示す式（2)が得られる。同式（2)において、 dは制御対象の特性によって決まるむだ時間を表している。また、 al， a2， blはモデルパラメータを表しており、ォンボード同定器 223により、後述するように逐次同定される。 [0140] 次に、同式（2)を離散時間 [d— 1 ]分、未来側にシフトさせると、図 24の式（3)が得られる。さらに、マトリクス A、 Bを、モデルパラメータ al , a2, b lを用いて図 24に示す式 (4) , (5)のように定義するとともに、同式（3)における左辺の未来値 [Gcyl (n+ d -2) , Gcyl (n + d— 3) ]を消去するために、上式（3)の漸化式を繰り返し用いることによって式（3)を変形すると、図 24に示す式（6)が得られる。

[0141] この式（6)を用いることで、予測吸入空気量 Pre_Gcylを算出することは可能であるけれども、モデル次数の不足や制御対象の非線形特性などに起因して、予測吸入空気量 Pre_Gcylに定常偏差およびモデルィヒ誤差が生じる可能性がある。

[0142] これを回避するために、本実施形態の状態予測器 222では、式（6)に代えて、図 2 4に示す式（7)により、予測吸入空気量 Pre_Gcylを算出する。この式（7)は、式 (6) の右辺に、モデル化誤差および制御対象の非線形特性に起因する、予測吸入空気量 Pre_G_Cylと気筒吸入空気量 Gcylとの間の定常偏差を補償するための補償パラメータ γ 1を加入したものである。この補償パラメータ γ 1は、加算項（または減算項）として設定されている。

[0143] 次に、オンボード同定器 223 (同定手段）について説明する。このオンボード同定器 223は、以下に述べる逐次型同定アルゴリズムにより、前述した予測吸入空気量 Ρ re— Gcylと気筒吸入空気量 Gcylとの偏差である同定誤差 ideが最小となるように（すなわち、予測吸入空気量 Pre— Gcylが気筒吸入空気量 Gcylに可能な限り一致するように）、前述した式（7)におけるモデルパラメータの行列成分 a l , a 2, j3 jおよび補償パラメータ Ί 1のベクトルである予測係数ベクトル Θ sを同定するものである。

[0144] 具体的には、図 25に示す式 (8)—（13)により、予測係数ベクトル Θ s (n)を算出する。この予測係数べクトノレ Θ s (n)は、その転置行列が同図の式（12)のように定義される。また、式（8)において、 KPs (n)はゲイン係数のベクトノレを表しており、このゲイン係数 KPs (n)は、式（9)により算出される。この式（9)の Ps (n)は、式（10)で定義される d + 2次の正方行列であり、 ζ s (n)は、その転置行列が式（13)のように定義されるべクトノレである。さらに、式 (8)の同定誤差 ide (n)は、式（1 1 )により算出される。

[0145] 以上のような同定アルゴリズムでは、式（10)の重みパラメータ; 1 1、ぇ2の設定により、以下の 4つの同定アルゴリズムのうちの 1つが選択される。すなわち、

1 = 1 , え 2 = 0 ；固定ゲインァノレゴリズム

1 1 = 1 , 2 = 1 ；最小 2乗法アルゴリズム

1 = 1 , 1 2 = λ ；漸減ゲインアルゴリズム

λ 1 = λ , 1 2 = 1 ；重み付き最小 2乗法アルゴリズム

ただし、 λは、 0く λく 1に設定される所定値。

なお、本実施形態では、同定精度およびべクトノレ Θ sの最適値への収束速度をいずれも最適に確保するために、重み付き最小 2乗法アルゴリズムが採用されている。

[0146] 次に、スライディングモードコントローラ（以下「SLDコントローラ」という） 224につレヽて説明する。この SLDコントローラ 224 (制御指令値決定手段、制御指令値算出手段）は、スライディングモード制御アルゴリズムに基づいて、気筒吸入空気量 Gcylが目標吸入空気量 Gcyl_cmd (プラントの出力の目標値、気筒吸入空気量の目標値）に収束し、かつ副吸気カム位相 Θ msiが基本値 Θ msi— baseに拘束されるように、目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdを算出するものであり、以下、このスライディングモード制御アルゴリズムについて説明する。

[0147] まず、このスライディングモード制御アルゴリズムでは、制御対象モデルとして、図 2 6に示す式（14)を用いる。この式（14)は、前述した図 24の式（6)を離散時間「1」分、未来側にシフトさせたものである。

[0148] この式（14)に示す制御対象モデルを用いた場合、切換関数 σ sは以下のように設定される。すなわち、図 26の式（15)に示すように、追従誤差 Esを気筒吸入空気量 G cylと目標吸入空気量 Gcyl— cmdの偏差として定義すると、切換関数 σ sは、図 26 の式（16)に示すように、追従誤差 Esの時系列データ (離散データ）の線形関数として設定される。なお、式（16)に示す Ssは、切換関数設定パラメータを表している。

[0149] スライディングモード制御アルゴリズムでは、本実施形態のように切換関数 σ sが 2 つの状態変数 [Es (n)， Es (n— 1) ]で構成されている場合、図 28に示すように、 2つの状態変数で構成される位相空間は、これらをそれぞれ縦軸および横軸とする 2次元の位相平面となり、この位相平面上において、 a s = 0を満たす 2つの状態変数の値の組み合わせは、数式 [Es (n) =_Ss 'Es (n-l) ]で表される切換直線と呼ばれる直線上に載ることになる。

[0150] この数式 [Es (n) =-Ss - Es (n— 1) ]は、入力のなレ、一次遅れ系を表しているので、切換関数設定パラメータ Ssを、例えば一 1く Ssく 1に設定するとともに、この一次遅れ系を安定化させると、 2つの状態変数 [Es (n)， Es (n— 1) ]の組み合わせは、時間の経過とともに、値 0となる平衡点に収束することになる。すなわち、このように追従誤差 Esを値 0に収束させることで、気筒吸入空気量 Gcylを目標吸入空気量 Gcyl_cm dに収束させること力できる。なお、 2つの状態変数 [Es (n)， Es (n_l) ]が切換直線に漸近するまでの間を到達モードといい、これらが平衡点にスライディングする挙動をスライディングモードとレ、う。

[0151] この場合、切換関数設定パラメータ Ssを正の値に設定すると、数式 [Es (n) =-Ss - Es (n— 1) ]で表される一次遅れ系は振動安定系となるため、状態変数 [Es (n)， Es ( n— 1) ]の収束挙動として好ましくない。したがって、本実施形態では、切換関数設定パラメータ Ssを図 26の式（17)に示すように設定する。このように切換関数設定パラメータ Ssを設定した場合、図 29に示すように、切換関数設定パラメータ Ssの絶対値が小さいほど、追従誤差 Esの値 0への収束速度、すなわち気筒吸入空気量 Gcylの目標吸入空気量 Gcyl— cmdへの収束速度が速くなる。以上のように、スライディングモード制御では、切換関数設定パラメータ Ssにより、気筒吸入空気量 Gcylの目標吸入空気量 Gcyl— cmdへの収束挙動および収束速度を、任意に指定することができる。

[0152] また、これらの状態変数 [Es (n)， Es (n— 1) ]の組み合わせを切換直線上に載せるための制御入力 Uspas (n) [ = Θ msi— cmd (n) ]は、図 26の式（18)に示すように、指令値成分としての等価制御入力 Ueq (n)、到達則入力 Urch (n)およびバルブ制御入力 Uvt (n)の総和として定義される。

[0153] この等価制御入力 Ueq (n)は、 [Es (n) , Es (n— 1) ]の組み合わせを切換直線上に拘束しておくためのものであり、具体的には、図 26に示す式（19)のように定義される。この式（19)は、以下のように導出される。すなわち、図 27に示す式（22)を、前述した式（16)に基づいて変形すると、図 27に示す式（23)が得られ、次に、この式（23) を漸化式を繰り返し用いることにより変形すると、図 27に示す式（24)が得られる。さらに、この式（24)において、副吸気カム位相 Θ msiの項をまとめて変形すると、図 27 に示す式（25)が得られる。次いで、この式（25)において、左辺の副吸気カム位相 Θ msi (n)を等価制御入力 Ueq (n)に置き換えると同時に、前述した Pre— Gcyl (n) ^ Gcyl (n + d— 1 )の関係に基づき、右辺の気筒吸入空気量の未来値 Gcyl (n + d— 1)などを、予測値 Pre_Gcylに置き換えることにより、上記式（19)が導出される。

[0154] また、到達則入力 Urch (n)は、外乱やモデル化誤差などにより、 [Es (n)， Es (n— 1) ]の組み合わせが切換直線上から外れた際に、これらを切換直線上に収束させるためのものであり、具体的には、図 26に示す式（20)のように定義される。

[0155] さらに、選択指令値成分としてのバルブ制御入力 Uvt (n)は、副吸気カム位相 Θ m siをその基本値 Θ msi_baseに拘束するためのフィードフォワード入力であり、具体的には、図 26の式（21)に示すように、基本値 Θ msi_baseに等しい値として定義される。なお、この基本値 Θ msi_baseは、後述するように、要求駆動トルク TRQ_en gに応じて算出される。

[0156] 以上のように、この第 1SPASコントローラ 221では、状態予測器 222において、補償パラメータ _γ 1を加えた状態予測アルゴリズムにより、予測吸入空気量 Pre— Gcyl が算出されるとともに、この補償パラメータ γ 1がオンボード同定器 223により逐次同定されるので、前述した予測吸入空気量 Pre— Gcylと気筒吸入空気量 Gcylとの間の動特性を精度よく合致させることができ、それにより、予測吸入空気量 Pre— Gcyl と気筒吸入空気量 Gcylとの間の定常偏差を補償しながら、予測吸入空気量 Pre— G cylを精度よく算出することができる。

[0157] また、 SLDコントローラ 224においては、目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdが到達則入力 Urch、等価制御入力 Ueqおよびバルブ制御入力 Uvtの総和として算出されるので、これらの到達則入力 Urchおよび等価制御入力 Ueqにより、追従誤差 Esを値 0に収束させることができる。すなわち、気筒吸入空気量 Gcylを目標吸入空気量 Gcyl_cmdに収束させることができると同時に、その収束挙動および収束速度を、切換関数設定パラメータ Ssの設定により任意に指定することができる。したがって、気筒吸入空気量 Gcylの目標吸入空気量 Gcyl_cmdへの収束速度を、制御対象（副吸気カム位相可変機構 70などを含む吸気系）の特性に応じた適切な値に設定すること力 Sでき、それにより、気筒吸入空気量 Gcylを、振動的およびオーバーシュート的な挙動を回避しながら迅速かつ安定した状態で、目標吸入空気量 Gcyl— cmdに収束させることができ、制御性を向上させることができる。

[0158] さらに、バルブ制御入力 Uvtにより、副吸気カム位相 Θ msiをその基本値 Θ msi_ba seに拘束することができるととともに、目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdの解として遅閉じ側および早閉じ側の 2つの解があるときでも、これらの 2つの解の一方を、目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdの解として強制的に選択させることができる。これに加えて、オンボード同定器 223により同定される予測係数べクトノレ Θ sに補償パラメータ γ 1が含まれていることにより、このバルブ制御入力 Uvtの影響を補償しながら、気筒吸入空気量 Gcylを目標吸入空気量 Gcyl_cmdに適切に収束させることができる。

[0159] 次に、前述した第 2SPASコントローラ 225 (制御手段）について説明する。この第 2 SPASコントローラ 225は、一部を除いて前述した第 1SPASコントローラ 221と同様の制御アルゴリズムにより、副吸気カム位相 Θ msiおよび目標副吸気カム位相 Θ msi _cmdに応じて、制御入力 DUTY_msiを算出するものであり、図 30に示すように、状態予測器 226、オンボード同定器 227およびスライディングモードコントローラ 228 で構成されている。

[0160] この状態予測器 226は、前述した状態予測器 222と同様の予測アルゴリズムにより、副吸気カム位相 Θ msiの予測値である予測副吸気カム位相 Pre— Θ msiを予測（算出）するものである。

[0161] 具体的には、制御対象モデルとして、図 31に示す式（26)を用いる。同式（26)において、 dxは制御対象の特性によって決まるむだ時間を表しており、 al '， a2'， bl ' はモデルパラメータを表している。また、記号 mは離散化した時間を表し、記号 (m) などの付レ、た各離散データは、前述した記号 (n)付きの離散データよりも短レ、所定周期でサンプリングされたデータであることを示している。この点は、以下の本明細書中の他の離散データにおいても同様であり、また、本明細書中の説明では、離散データであることを表す記号 (m)などを適宜、省略する。なお、上記のように、式（26)における各離散データのサンプリング周期が、前述した式 (2)における各離散データよりも短い周期に設定されている理由は、第 2SPASコントローラ 225による、副吸気力ム位相 Θ msiの目標副吸気カム位相 Θ msi cmdへの収束速度力第 1 SPASコントローラ 221による、気筒吸入空気量 Gcylの目標吸入空気量 Gcyl— cmdへの収束速度よりも遅いと、制御性の低下を招くので、これを回避し、良好な制御性を確保するためである。

[0162] マトリクス A' , B 'を、モデルパラメータ al '， a2 '， bl 'を用いて図 31に示す式（27) , (28)のように定義するとともに、式 (26)を前述した状態予測器 222の場合と同様に変形することにより、図 31に示す式（29)が導出される。この式（29)において、 γ，は、前述した補償パラメータ τと同様の、定常偏差およびモデル化誤差を補償するための補償パラメータである。

[0163] また、オンボード同定器 227も、前述したオンボード同定器 223と同様の逐次型同定アルゴリズムにより、予測副吸気カム位相 Pre_ Θ msiと副吸気カム位相 Θ msiとの偏差である同定誤差 ide 'が最小となるように（すなわち、予測副吸気カム位相 Pre_ Θ msiが副吸気カム位相 Θ msiに一致するように）、上記式（29)におけるモデルパラメータの行列成分 α ΐ ' , α 2 ' , iS j 'および補償パラメータ γ 1 'のべクトノレ Θ s 'を同定するものである。

[0164] 具体的には、図 32に示す式（30)— (35)により、ベクトル Θ s ' (m)を算出する。これらの式（30)—（35)は、前述した式（8)—（13)と同様に構成されているので、その説明は省略する。

[0165] 次に、スライディングモードコントローラ（以下「SLDコントローラ」という） 228について説明する。この SLDコントローラ 228は、スライディングモード制御アルゴリズムに基づいて、副吸気カム位相 Θ msiが目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdに収束するように、制御入力 DUTY— msiを算出するものである。

[0166] 具体的には、図 33の式（36)—（41)に示すアルゴリズムにより、制御入力 DUTY _msiが算出される。すなわち、同図の式（36)に示すように、追従誤差 Es 'を、副吸気カム位相 Θ msiと目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdとの偏差として定義すると、切換関数 a s 'および切換関数設定パラメータ Ss 'はそれぞれ、同図の式（37) (38)に示すように定義される。また、制御入力 DUTY_msiは、同図の式（39)に示すように、等価制御入力 Ueq'および到達則入力 Urch'の総和として定義され、等価制御入力 Ueq'および到達則入力 Urch'はそれぞれ、同図の式（40) , (41)に示すように定義される。式（39)に示すように、この SLDコントローラ 228では、副吸気カム位相 Θ msiを目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdに収束するように制御すればよいので、前述したバルブ制御入力 Uvtが、制御入力 DUTY— msiの入力成分から省略されている。

[0167] 以上のように、この第 2SPASコントローラ 225でも、状態予測器 226において、補償パラメータ _Ί 1，をカ卩えた状態予測アルゴリズムにより予測副吸気カム位相 Pre_ Θ msiが算出されるとともに、この補償パラメータ γ 1 'がオンボード同定器 227により逐次同定されるので、定常偏差およびモデル化誤差を補償しながら、予測副吸気カム位相 Pre_ Θ msiを精度よく算出することができる。

[0168] また、 SLDコントローラ 227においては、到達則入力 Urch'および等価制御入力 U eq'により、副吸気カム位相 Θ msiを目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdに収束させることができると同時に、その収束挙動および収束速度を、切換関数設定パラメータ Ss 'の設定により任意に指定することができる。したがって、副吸気カム位相 Θ msiの目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdへの収束速度を、制御対象（副吸気カム位相可変機構 70などを含む系）の特性に応じた適切な値に設定することができ、それにより、制御性を向上させることができる。

[0169] なお、以上の 2つの切換関数設定パラメータ Ss, Ss'において、これらを一 l < Ssく Ss 'く 0の関係が成立する値に設定すると、第 2SPASコントローラ 225による制御の速応性を、第 1SPASコントローラ 221による制御よりも高めることができ、副吸気カム位相コントローラ 220の制御性、すなわち気筒吸入空気量 Gcylの目標吸入空気量 Gcyl— cmdへの収束性を向上させることができる。

[0170] 次に、吸気カム間位相コントローラ 230について説明する。図 34に示すように、ェアフロ一センサ 21により TH通過吸入空気量 Gthを検出した場合、各気筒の吸気挙動に起因して吸気の脈動も検出される。この吸気の脈動は、気筒間に吸入空気量のばらつきが生じた場合には、同図に示すように、不規則なものとなる。なお、同図は、第 4気筒 # 4における TH通過吸入空気量 Gthが他の気筒よりも少なレ、例を示してレ、る。

[0171] この吸気カム間位相コントローラ 230は、上記のような気筒間の吸入空気量のばらつきを推定し、それを補正するための、 3つの吸気カム間位相可変機構 80への制御入力 DUTY— ssi # 2— # 4をそれぞれ算出するものであり、適応オブザーバ 240、 3 つの差分器 250および吸気ばらつきコントローラ 260などで構成されている（図 22参照）。この吸気カム間位相コントローラ 230では、以下に述べるアルゴリズムにより、適応オブザーバ 240において、 4つの吸気量ばらつき係数 Φ # 1— # 4が気筒毎に算出され、 3つの差分器 250において、 3つの偏差 ΕΦ # 2 # 4がそれぞれ算出され、さらに、吸気ばらつきコントローラ 260において、 3つの制御入力 DUTY_ssi # 2 一 # ₄がそれぞれ算出される。

[0172] 次に、上記適応オブザーバ 240のアルゴリズムについて説明する。まず、図 35に示すように、エンジン 3の吸気系を、 4つの模擬値 Gcyl_OS # l— Gcyl_〇S # 4および 4つの吸気量ばらつき係数 Φ # 1 Φ # 4で表される系として見なす。これらの模擬値 Gcyl_OS # i (i= l 4)は、吸入空気の吸気開始タイミングおよび吸気挙動を気筒毎に模擬化した値であり、吸気量ばらつき係数 Φ # i (i= l— 4)は、気筒間の吸入空気量のばらつきおよび吸気挙動の変動分を表す値である。この系を離散時間系モデルとしてモデル化すると、図 36に示す式 (42)が得られる。

[0173] 同式 (42)において、記号 kは離散化した時間を表しており、記号 (k)付きの各離散データは、 TDC信号が発生する毎にサンプリングされたデータであることを示している（なお、離散データを、 CRK信号が発生する毎にサンプリングしたデータとしてもよレ、）。また、 d'は、吸気管 8内を流れる空気がエアフローセンサ 21から各気筒に到達するまでのむだ時間を表しており、本実施形態では、所定の一定値に予め設定される。なお、むだ時間 d'をエンジン 3の運転状態（エンジン回転数 NEなど）に応じて設定してもよい。

[0174] 本実施形態の適応オブザーバ 240では、上記式 (42)の左辺を TH通過吸入空気量の推定値 Gth_est (k)に置き換えた式、すなわち図 36の式（43)がモデルとして用いられ、模擬値 Gcyl_〇S # iが、後述するように信号発生器 241により生成されるとともに、式 (43)のモデルパラメータとしての吸気量ばらつき係数 Φ # iのベクトル φ (k) 推定値 Gth_est (k)を TH通過吸入空気量 Gth (W )に一致させるように、図 36の式 (44)一（50)に示す逐次型最小 2乗法アルゴリズムにより、同定される。 [0175] このべクトノレ φ (k)は、その転置行列が同図の式 (49)のように定義される。また、式 (44)において、 KR (k)はゲイン係数のベクトルを表しており、このゲイン係数 KR (k) は、式 (45)により算出される。この式（45)の R (k)は、式（48)で定義される 4次の正方行列であり、 ζ ' (k)は、その転置行列が式（50)のように定義されるベクトルである。さらに、式 (44)の ide' (k)は、同定誤差を表しており、この同定誤差 ide' (k)は、式 (46) , (47)により算出される。

[0176] 以上のように、この適応オブザーバ 240では、上記式（44)一（50)に示す逐次型最小 2乗法アルゴリズムにより、吸気量ばらつき係数 Φ # iのベクトル φ (k)が同定される。それにより、エンジン 3の運転状態が急変することなどに伴う吸気挙動のノイズ的な変動成分を、吸気量ばらつき係数 Φ # iから除去（フィルタリング)することができ、吸気量ばらつき係数 Φ # iを、気筒間の吸入空気量のばらつきを実質的に示す値として算出すること力 Sできる。

[0177] 以上の適応オブザーバ 240の構成は、図 37のブロック図に示すものとなる。すなわち、同図に示すように、この適応オブザーバ 240では、信号発生器 241により、模擬値 Gcyl— OS # iのべクトノレ ζ ' (k)が生成される。より具体的には、この信号発生器 2 41では、図 38に示すように、模擬値 Gcyl— OS # iは、互いの和が常に値 1になるように、三角波や台形波などを交互に組み合わせたような信号値として生成される。さらに、乗算器 242において、この模擬値のベクトル ζ ' (k)に、遅延素子 243で遅延された吸気量ばらつき係数のベクトル Φ (k— 1)を乗算した値として、 TH通過吸入空気量の推定値 Gth— est (k)が生成される。そして、差分器 244により、遅延素子 245で遅延された TH通過吸入空気量 Gth (k— d' )と、推定値 Gth— est (k)との偏差として、同定誤差 ide' (k)が生成される。

[0178] また、論理演算器 246により、模擬値のベクトル ζ， (k)に基づいて、ゲイン係数のベクトル KR (k)が生成され、乗算器 247において、同定誤差 ide' (k)とゲイン係数のベクトル KR (k)の積 [ide' (k) 'KR (k) ]が生成される。次に、加算器 248により、積 [i de' (k) 'KR (k) ]と、遅延素子 243で遅延された吸気量ばらつき係数のベクトノレ φ ( k一 1)との和として、吸気量ばらつき係数のベクトノレ φ (k)が生成される。

[0179] 以上のように、適応オブザーバ 240において、 4つの吸気量ばらつき係数 Φ # 1— #4力 S算出され、前述した 3つの差分器 250では、これらの吸気量ばらつき係数 Φ # 1一 #4に基づき、図 39の式（51)により 3つの偏差 ΕΦ# 2— #4がそれぞれ算出される。

[0180] 次に、前述した吸気ばらつきコントローラ 260について説明する。図 40に示すように、吸気ばらつきコントローラ 260は、目標吸気カム間位相コントローラ 261および第 3SPASコントローラ 262を備えている。この目標吸気カム間位相コントローラ 261は、気筒間の ΤΗ通過吸入空気量 Gthのばらつきを補正するために目標吸気カム間位相 Θ ssi#i_cmdを算出するものである。

[0181] 具体的には、目標吸気カム間位相 Θ ssi#i_cmdは、 3つの偏差 ΕΦ #2— #4に基づいて、図 39の式（52)，（53)に示す応答指定型制御アルゴリズム (スライディングモード制御アルゴリズムまたはバックステッピング制御アルゴリズム）により算出される。なお、式（52)の σ ' (k)は切換関数を示している。目標吸気カム間位相コント口ーラ 261では、この応答指定型制御アルゴリズムにより、 ΕΦ #i(#i = 2— 4)が値 0 になるように、目標吸気カム間位相 Θ ssi#i— cmd(#i=2— 4)が算出される。言い換えれば、第 1気筒 #1の吸気量ばらつき係数 Φ #1に、他の 3つの気筒の吸気量ばらつき係数 Φ #2— #4がー致するように、目標吸気カム間位相 Θ ssi#i— cmdが算出される。

[0182] また、第 3SPASコントローラ 262では、吸気カム間位相 Θ ssi#iが上記のように算出された目標吸気カム間位相 Θ ssi#i— cmdに収束するように、吸気カム間位相可変機構 80への制御入力 DUTY— ssi # iが算出される。この制御入力 DUTY— ssi #iは、具体的には、前述した第 2SPASコントローラ 225における制御アルゴリズムと同じアルゴリズムにより算出されるので、その説明は省略する。

[0183] 以上のように、吸気カム間位相コントローラ 230では、目標吸気カム間位相 Θ ssi#i _cmdが、第 1気筒 # 1の吸気量ばらつき係数 Φ # 1に他の 3つの気筒の吸気量ばらつき係数 Φ #2— #4がー致するように、算出され、さらに、吸気カム間位相 Θ ssi #iが目標吸気カム間位相 Θ ssi#i_cmdに収束するように、制御入力 DUTY_ssi # iが算出される。すなわち、第 2 第 4気筒 # 2 # 4の吸入空気量が第 1気筒 # 1 の吸入空気量と一致するように制御され、その結果、気筒間の吸入空気量のばらつきを補正することができる。

[0184] なお、図 34に示すように、吸気管内絶対圧センサ 24で吸気管内絶対圧 PBAを検出した場合でも、吸気の脈動を検出することができるので、以上の式 (42)— (53)において、「Gth」で表されるパラメータを「PBA」で表されるパラメータに置き換えたァルゴリズムと、吸気管内絶対圧センサ 24で検出された吸気管内絶対圧 PBAとを用いることにより、気筒間の吸入空気量のばらつきを補正するための吸気カム間位相コントローラ 230を構成することができる。

[0185] 図 41に示すように、制御装置 1は、副排気カム位相コントローラ 280をさらに備えている。この副排気カム位相コントローラ 280は、後述する触媒暖機制御において、畐 IJ 排気カム位相可変機構 120への制御入力 DUTY_mseを算出するものであり、目標副排気カム位相コントローラ 281および第 4SPASコントローラ 282を備えている。

[0186] この目標副排気カム位相コントローラ 281では、エンジン回転数 NEおよび目標回転数 NE— cmdに基づいて、目標副排気カム位相 Θ mse— cmdが算出される。具体的には、目標副排気カム位相 Θ mse— cmdは、図 42の式（54)—（56)に示す制御アルゴリズムにより算出される。同図の式（54)において、 Θ mse— astは、後述するように、テーブル検索により設定される目標副排気カム位相の触媒暖機用値であり、 d Θ mseは、式（55) , (56)の応答指定型制御アルゴリズム（スライディングモード制御アルゴリズムまたはバックステッピング制御アルゴリズム）により算出される補正量を示している。この式（55)において、 Kastr, Kastaはそれぞれ、フィードバックゲインを示しており、 σ astl 式（56)のように定義される切換関数を示している。また、式（5 6)において、 Sastは、 _l < Sastく 0の範囲の値に設定される切換関数設定パラメータであり、また、 NE_cmdは所定の一定値（例えば 1800rpm)に設定される目標回転数である。

[0187] また、第 4SPASコントローラ 282では、副排気カム位相 Θ mseが上記のように算出された目標副排気カム位相 Θ mse_cmdに収束するように、副排気カム位相可変機構 120への制御入力 DUTY_ Θ mseが算出される。この制御入力 DUTY_ Θ mse は、具体的には、前述した第 2SPASコントローラ 225における制御アルゴリズムと同じアルゴリズムにより算出されるので、その説明は省略する。 [0188] 以上のように、この副排気カム位相コントローラ 280では、エンジン回転数 NEおよび目標回転数 NE— cmdに基づいて、目標副排気カム位相 Θ mse— cmdが算出され、この目標副排気カム位相 Θ mse— cmdに副排気カム位相 Θ mseが収束するように、排気カム位相可変機構 120への制御入力 DUTY_ 0 mseが算出される。その結果、エンジン回転数 NEを目標回転数 NE_cmdに精度よく制御することができる。

[0189] 以下、図 43を参照しながら、 ECU2により実行されるエンジン制御処理について説明する。同図は、エンジン制御処理の主要な制御内容を示しており、このプログラムでは、まず、ステップ 1 (図では「S1」と略す。以下同じ）において、燃料制御処理を実行する。この燃料制御処理は、エンジン 3の運転状態に応じて、要求駆動トルク TRQ _eng、主燃料噴射率 Rt_Pre、気筒吸入空気量 Gcyl、目標吸入空気量 Gcyl_c mdおよび燃料噴射量 T〇UT_main, T〇UT_subなどを算出するものであり、その具体的な内容は後述する。

[0190] 次いで、ステップ 2で、過給圧制御処理を実行する。この過給圧制御処理は、ェンジン 3の運転状態に応じて、ウェストゲート弁 10dへの制御入力 Dut— wgを算出するものであり、その具体的な内容は後述する。

[0191] 次に、ステップ 3で、吸気弁制御処理を実行する。この吸気弁制御処理は、ェンジン 3の運転状態に応じて、前述した各種の制御入力 DUTY— mi、 DUTY— msiおよび DUTY— ssi # 2— # 4を算出するものであり、その具体的な内容は後述する。

[0192] 次いで、ステップ 4で、排気弁制御処理を実行する。この排気弁制御処理は、ェンジン 3の運転状態に応じて、前述した各種の制御入力 DUTY— me、 DUTY— mse および DUTY— sse # 2— # 4をそれぞれ算出するものであり、その具体的な内容は後述する。

[0193] 次に、ステップ 5で、スロットル弁制御処理を実行する。このスロットル弁制御処理は、エンジン 3の運転状態に応じて、前述した制御入力 DUTY_thを算出するものであり、その具体的な内容は後述する。

[0194] 次いで、ステップ 6で、点火時期制御処理を実行した後、本プログラムを終了する。

この点火時期制御処理は、その詳細な説明は省略するが、エンジン 3の運転状態に応じて、点火プラグ 5による混合気の点火時期 Θ igを算出するものである。より具体的には、点火時期 Θ igは、エンジン 3の始動制御中は通常のアイドル運転用値 Θ igidl e (図 66参照）よりも進角側の値に設定され、始動後の触媒暖機制御中はアイドル運転用値 Θ igidleよりも遅角側の値に設定される。すなわち、点火時期のリタード制御が実行される。さらに、通常運転中は、エンジン 3の運転状態に応じて設定される。

[0195] 次に、図 44を参照しながら、上記ステップ 1の燃料制御処理について説明する。同図に示すように、このプログラムでは、まず、ステップ 10において、吸排気弁故障フラグF_VLVNGまたはスロットル弁故障フラグ F_THNG力 S「 1」であるか否かを判別する。この吸排気弁故障フラグ F_VLVNGは、可変式吸気弁駆動装置 40または可変式排気弁駆動装置 90が故障しているときには「1」に、双方が正常であるときには「 0」にそれぞれ設定されるものである。また、スロットル弁故障フラグ F_THNGは、スロットル弁機構 16が故障しているときには「1」に、正常であるときには「0」にそれぞれ設定されるものである。

[0196] ステップ 10の判別結果が NOで、可変式吸気弁駆動装置 40、可変式排気弁駆動装置 90およびスロットル弁機構 16がいずれも正常であるときには、ステップ 11に進み、要求駆動トルク TRQ— engを、エンジン回転数 NEおよびアクセル開度 APに応じて、図 45に示すマップを検索することにより算出する。

[0197] 図中のアクセル開度 APの所定値 API— 3は、 AP1 >AP2 >AP3の関係が成立するように設定されているとともに、所定値 APIは、アクセル開度 APの最大値すなわち最大踏み込み量に設定されている。同図に示すように、このマップでは、要求駆動トルク TRQ— engは、 NE≤NER2 (所定値）の範囲では、エンジン回転数 NEが高いほど、またアクセル開度 APが大きいほど、より大きな値に設定されている。これは、ェンジン 3の負荷が大きいほど、要求されるエンジントルクが大きくなることによる。なお、 AP=AP1の場合、 NER1 (所定値）く NE≤NER2の範囲では、要求駆動トルク T RQ_engは、その最大値に設定される。さらに、 NER2< NEの範囲では、要求駆動トルク TRQ_engは、アクセル開度 APが大きいほど、より大きな値に設定されていると同時に、エンジン回転数 NEが高いほど、より小さな値に設定されている。これは、エンジン回転数 NEに対するエンジントルクの出力特性に起因する。

[0198] ステップ 11に続くステップ 12では、ステップ 11で算出した要求駆動トルク TRQ e ngが、所定の成層燃焼運転しきい値 TRQ— discよりも小さいか否かを判別する。なお、成層燃焼運転とは、主燃料噴射弁 4による気筒内への燃料噴射を圧縮行程中に行うことにより混合気を成層燃焼させる運転を表している。

[0199] このステップ 12の判別結果が YESで、エンジン 3を成層燃焼運転すべきときには、ステップ 13に進み、成層燃焼運転用の目標空燃比 KCMD_discを、要求駆動トルク TRQ_engに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出する。なお、このテーブルでは、成層燃焼運転用の目標空燃比 KCMD_discは、所定の極リーン域の値（例えば AZF = 30— 40)に設定されてレ、る。

[0200] 次に、ステップ 14に進み、目標空燃比 KCMDを成層燃焼運転用の目標空燃比 K CMD_discに設定した後、ステップ 15で、主燃料噴射率 Rt_Preを所定の最大値 Rtmax (100%)に設定する。これにより、後述するように、副燃料噴射弁 15による燃料噴射が停止される。ステップ 16に進み、気筒吸入空気量 Gcylおよび目標吸入空気量 Gcyl— cmdを算出する。

[0201] これらの気筒吸入空気量 Gcylおよび目標吸入空気量 Gcyl— cmdは、具体的には、図 46に示すプログラムにより算出される。すなわち、まず、同図のステップ 30で、前述した式（1)により、気筒吸入空気量 Gcylを算出する。

[0202] 次いで、ステップ 31で、目標吸入空気量の基本値 Gcyl— cmd— baseを、エンジン回転数 NEおよび要求駆動トノレク TRQ— engに応じて、図 47に示すマップを検索することにより算出する。なお、このマップにおける要求駆動トルクの所定値 TRQ— eng 1一 3は、 TRQ— engl >TRQ— eng2 >TRQ— eng3の関係が成立するように設定されている。同図に示すように、目標吸入空気量の基本値 Gcyl— cmd— baseは、ェンジン回転数 NEが高いほど、または要求駆動トノレク TRQ_engが大きいほど、より大きな値に設定されている。これは、エンジン 3の負荷が大きいほど、より大きなェンジン出力が要求されることで、より多くの吸入空気量が要求されることによる。

[0203] 次に、ステップ 32で、空燃比補正係数 Kgcyl_afを、目標空燃比 KCMDに応じて、図 48に示すテーブルを検索することにより算出する。このテーブルでは、空燃比補正係数 Kgcyl_afは、目標空燃比 KCMDがリッチ側であるほど、より小さい値に設定されている。これは、混合気の空燃比がよりリッチ側に制御されるほど、必要な吸入空気量がより小さくなることによる。なお、同図の値 KCMDSTは、理論空燃比に相当する値である。

[0204] 次いで、ステップ 33に進み、目標吸入空気量の基本値および空燃比補正係数の積 (Kgcyl_af 'Gcyl—cmd—base)を、目標吸入空気量 Gcyl_cmdとして設定した後、本プログラムを終了する。

[0205] 図 44に戻り、以上のようにステップ 16を実行した後、ステップ 17に進み、燃料噴射制御処理を実行する。この燃料噴射制御処理では、具体的には、以下のように、主- 副燃料噴射弁 4, 15への制御入力が算出される。

[0206] まず、主燃料噴射弁 4の燃料噴射量である主燃料噴射量 T〇UT_main、および副燃料噴射弁 15の燃料噴射量である副燃料噴射量 TOUT_subを算出する。すなわち、エンジン 3の運転状態および前述した目標空燃比 KCMDに基づいて、最終的な気筒毎の総燃料噴射量 TOUTを気筒毎に算出し、次いで、下式（57)，（58)により、主'副燃料噴射量 TOUT— main, TOUT— subをそれぞれ算出する。

TOUT— main= [TOUT- Rt.Pre] / 100 ……（57)

TOUT— sub = [TOUT. (100_Rt— Pre) ] /100 ……（58)

この式（58)を参照すると、 Rt— Pre = Rtmax (100%)のときには、 T〇UT_sub =0となり、副燃料噴射弁 15による燃料噴射が停止されることが判る。

[0207] 次いで、算出された主 '副燃料噴射量 TOUT— main, TOUT— subに応じて、図示しないテーブルを検索することにより、主'副燃料噴射弁 4, 15への制御入力を算出する。以上のようにステップ 17を実行した後、本プログラムを終了する。

[0208] 一方、ステップ 12の判別結果が NOのときには、エンジン 3を成層燃焼運転ではなぐ均一燃焼運転のうちの予混合リーン運転すべきであるとして、ステップ 18に進み、予混合リーン運転用の目標空燃比 KCMD_leanを、要求駆動トノレク TRQ_engに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出する。なお、このテーブルでは、予混合リーン運転用の目標空燃比 KCMD_leanは、所定のリーン域の値 (例えば A/F= 18 21)に設定されている。

[0209] 次いで、ステップ 19に進み、目標空燃比 KCMDを予混合リーン運転用の目標空燃比 KCMD leanに設定した後、ステップ 20において、主燃料噴射率 Rt Preを、要求駆動トルク TRQ— engに応じて、図 49に示すテーブルを検索することにより算出する。なお、同図を含む以下のテーブルおよびマップにおいて、要求駆動トルク T RQ— engの各種の所定値 TRQ— idle、 TRQ— disc、 TRQottおよび TRQ1— TR Q4はそれぞれ、 TRQ_idleく TRQ_discく TRQ 1 < TRQott < TRQ2< TRQ 3 く TRQ4の関係が成立する値に設定されている。また、 TRQ_idleは、所定のアイドル運転用値を表している。

[0210] 同図に示すように、このテーブルでは、主燃料噴射率 Rt_Preは、 TRQKTRQ _engく TRQ4の範囲では、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、より小さレ、値に設定されている。これは、以下の理由による。すなわち、要求駆動トノレク TRQ_en gが大きいほど、過給圧 Pcが高くなるように制御されることで、吸入空気の温度が上昇するため、ノッキングが発生しやすくなる。したがって、このようなノッキングを回避するために、副燃料噴射弁 15の燃料噴射量 T〇UT_subを増大させることで、前述した燃料気化冷却装置 12による吸入空気の冷却効果を高める必要があるので、主燃料噴射率 Rt— Preが上記のように設定されてレ、る。

[0211] また、このテーブルでは、主燃料噴射率 Rt— Preは、要求駆動トルク TRQ— engが所定値 TRQ4以上の範囲では、所定の最小値 Rtmin (10%)に設定され、所定値 T RQ1以下の範囲では、前述した最大値 Rtmaxに設定されている。

[0212] このステップ 20の実行後は、前述したステップ 16, 17を実行した後、本プログラムを終了する。

[0213] 一方、ステップ 10の判別結果が YESで、可変式吸気弁駆動装置 40、可変式排気弁駆動装置 90およびスロットル弁機構 16のいずれかが故障しているときには、ステツプ 21に進み、要求駆動トルク TRQ_engを所定の故障時用値 TRQ_f sに設定する。この後、ステップ 22に進み、主燃料噴射率 Rt_Preを前述した最大値 Rtmaxに設定する。次いで、前述したように、ステップ 16， 17を実行した後、本プログラムを終了する。

[0214] 次に、図 50を参照しながら、前述した過給圧制御処理について説明する。同図に示すように、このプログラムでは、まず、ステップ 40において、前述した吸排気弁故障フラグ F VLVNGまたはスロットル弁故障フラグ F THNGが「1」であるか否かを判別する。

[0215] この判別結果が NOで、可変式吸気弁駆動装置 40、可変式排気弁駆動装置 90およびスロットル弁機構 16がいずれも正常であるときには、ステップ 41に進み、ェンジン始動フラグ F_ENGSTARTが「1」であるか否かを判別する。このエンジン始動フラグ F_ENGSTARTは、図示しない判定処理において、エンジン回転数 NEおよび IG' SW36の出力状態に応じて、エンジン始動制御中すなわちクランキング中であるか否かを判定することにより設定されるものであり、具体的には、エンジン始動制御中であるときには「1」に、それ以外のときには「0」にそれぞれ設定される。

[0216] このステップ 41の判別結果が YESで、エンジン始動制御中であるときには、ステツプ 43に進み、ウェストゲート弁 10dへの制御入力 Dut_wgを、所定の全開値 Dut_ wgmaxに設定した後、本プログラムを終了する。これにより、ウェストゲート弁 10dが全開状態に制御され、ターボチャージャ装置 10による過給動作が実質的に停止される。

[0217] 一方、ステップ 41の判別結果が NOで、エンジン始動制御中でないときには、ステップ 42に進み、エンジンの始動終了直後からの経過時間で表される触媒暖機制御の実行時間 Teatが所定値 Tcatlmt (例えば、 30sec)より小さいか否かを判別する。この触媒暖機制御は、エンジン始動後に触媒装置 19a, 19b内の触媒を急速に活性化させるためのものである。

[0218] このステップ 42の判別結果が YESで、 Teatく Tcatlmtのときには、ステップ 44に進み、アクセル開度 APが所定値 APREFより小さいか否かを判別する。この所定値 APREFは、アクセルペダルが踏まれていないことを判定するためのものであり、ァクセルペダルが踏まれていないことを判定可能な値 (例えば 1° )に設定されている。

[0219] このステップ 44の判別結果が YESで、アクセルペダルが踏まれていなレ、ときには、触媒暖機制御を実行すべきであるとして、ステップ 45に進み、上記ステップ 43と同様に、ウェストゲート弁 10dへの制御入力 Dut_wgを、前述した全開値 Dut_wgmax に設定した後、本プログラムを終了する。

[0220] 一方、ステップ 42またはステップ 44の判別結果が NOのとき、すなわち、エンジン始動制御中でなくかつ Tcat≥Tcatlmtであるとき、またはアクセルペダルが踏まれているときには、ステップ 46に進み、制御入力 Dut— wgの基本値 Dut— wg— bsを、要求駆動トルク TRQ— engに応じて、図 51に示すテーブルを検索することにより算出する。

[0221] 同図に示すように、このテーブルでは、基本値 Dut_wg_bsは、 TRQKTRQ_ engく TRQ2の範囲では、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、より小さい値に設定されている。これは、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、過給による充填効率の上昇を目的として過給圧 Pcをより高める必要があるからである。また、基本値 Dut_wg_bsは、 TRQ2≤TRQ_eng≤TRQ3の範囲では、所定の全閉値 Dut_ wgminに設定されており、これは、エンジン 3の負荷が高負荷域にあるのに応じて、過給効果を最大限に得るためである。さらに、基本値 Dut_wg_bsは、 TRQ3く T RQ_engの範囲では、要求駆動トノレク TRQ_engが大きいほど、より小さい値に設定されており、これは、ノッキングの発生を回避するためである。

[0222] 次いで、ステップ 47で、目標過給圧 Pc— cmdを、要求駆動トノレク TRQ— engに応じて、図 52に示すテーブルを検索することにより算出する。同図に示すように、このテ一ブルでは、目標過給圧 Pc— cmdは、 TRQ— idleく TRQ— engく TRQ2の範囲では、要求駆動トルク TRQ— engが大きいほど、より大きい値に設定されている。これは、上述したように、過給による充填効率をより高めるためである。また、目標過給圧 Pc— cmdは、 TRQ2≤TRQ— eng≤TRQ3の範囲では、所定値に設定されており、これは、上述したように過給効果を最大限に得るためである。さらに、目標過給圧 P c— cmdは、 TRQ3く TRQ— engく TRQ4の範囲では、要求駆動トルク TRQ— eng が大きいほど、より小さい値に設定されており、これは、ノッキングの発生を回避するためである。なお、同図における Patmは大気圧を示しており、この点は以下においても同様である。

[0223] 次に、ステップ 48に進み、下式（59)に示す I一 P制御アルゴリズムにより、制御入力 Dut_wgを算出した後、本プログラムを終了する。これにより、過給圧 Pcが目標過給圧 Pc_cmdに収束するように、フィードバック制御される。

D ut_wg = D ut_wg_b s + Kpwg'Pc + Kiwg* (Pc- Pc_cmd) (59) ここで、 Kpwgは P項ゲインを、 Kiwgは I項ゲインをそれぞれ表している。 [0224] 一方、ステップ 40の判別結果が YESで、可変式吸気弁駆動装置 40、可変式排気弁駆動装置 90およびスロットル弁機構 16のいずれかが故障しているときには、ステツプ 49に進み、前述したステップ 43, 45と同様に、ウェストゲート弁 10dへの制御入力 Dut_wgを、全開値 Dut_wgmaxに設定した後、本プログラムを終了する。

[0225] 次に、図 53, 54を参照しながら、前述したステップ 3の吸気弁制御処理について説明する。同図に示すように、このプログラムでは、まず、ステップ 60で、前述した吸排気弁故障フラグ F_VLVNGが「1」であるか否かを判別し、この判別結果が NOで、可変式吸気弁駆動装置 40および可変式排気弁駆動装置 90がいずれも正常であるときには、ステップ 61に進み、前述したエンジン始動フラグ F_ENGSTARTが「1」であるか否かを判別する。

[0226] この判別結果が YESで、エンジン始動制御中であるときには、ステップ 62に進み、主吸気カム位相 Θ miの目標値である目標主吸気カム位相 Θ mi_cmdを所定のアイドル用値 Θ mi— idleに設定する。

[0227] 次いで、ステップ 63に進み、目標副吸気カム位相 6 msi— cmdを所定の始動用値

Θ msi— stに設定する。この始動用値 Θ msi— stは、吸気弁 6の遅閉じ用の所定値として設定されている。この後、ステップ 64に進み、目標吸気カム間位相 Θ ssi # i— c md ( # i= # 2— # 4)をレ、ずれも値 0に設定する。

[0228] 次に、図 54のステップ 65に進み、主吸気カム位相可変機構 60への制御入力 DU TY— miを、目標主吸気カム位相 Θ mi— cmdに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出する。この後、ステップ 66で、副吸気カム位相可変機構 70への制御入力 DUTY— msiを、目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdに応じて、図示しないテ一ブルを検索することにより算出する。なお、このステップ 66において、後述するステップ 75と同様の手法により、制御入力 DUTY_msiを算出してもよい。

[0229] 次いで、ステップ 67で、吸気カム間位相可変機構 80への制御入力 DUTY_ssi # iを、目標吸気カム間位相 Θ ssi # i_cmdに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出した後、本プログラムを終了する。

[0230] 図 53に戻り、ステップ 61の判別結果が N〇で、エンジン始動制御中でないときには、ステップ 68に進み、前述した触媒暖機制御の実行時間 Teatが所定値 Tcatlmはり小さいか否かを判別する。この判別結果が YESであるときには、ステップ 69に進み、アクセル開度 APが所定値 APREFより小さいか否かを判別する。

[0231] このステップ 69の判別結果が YESで、アクセルペダルが踏まれていないときには、触媒暖機制御を実行すべきであるとして、ステップ 70に進み、目標主吸気カム位相 Θ mi_cmdを前述した所定のアイドル用値 Θ mi_idleに設定する。

[0232] 次いで、ステップ 71に進み、目標副吸気カム位相の触媒暖機用値 0 msi_cwを、前述した触媒暖機制御の実行時間 Teatに応じて、図 55に示すテーブルを検索することにより算出する。同図における値 e msiottは、吸気弁 6のバルブタイミングがォットー吸気カムと同じになる副吸気カム位相 Θ msiのオット一位相値（=カム角 90deg) を示しており、この点は以下の説明においても同様である。

[0233] 次に、ステップ 72で、目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdを上記触媒暖機用値 Θ m si_cwに設定した後、ステップ 73で、上記ステップ 64と同様に、目標吸気カム間位相 Θ ssi # i— cmd ( # i= # 2— # 4)をレ、ずれも値 0に設定する。

[0234] 次いで、図 54のステップ 74に進み、主吸気カム位相可変機構 60への制御入力 D UTY— miを、目標主吸気カム位相 Θ mi— cmdおよび主吸気カム位相 Θ miに応じて、算出する。この制御入力 DUTY— miは、前述した第 2SPASコントローラ 225による制御アルゴリズムと同じアルゴリズムにより算出される。

[0235] 次いで、ステップ 75で、第 2SPASコントローラ 225の制御アルゴリズムにより、副吸気カム位相可変機構 70への制御入力 DUTY— msiを算出する。すなわち、前述した式（29)の予測アルゴリズム、式（30)—（35)の同定アルゴリズム、および式（36) 一（41)のスライディングモード制御アルゴリズムをそれぞれ適用することにより、制御入力 DUTY_msiを算出する。

[0236] 次に、ステップ 76で、第 3SPASコントローラ 262の制御アルゴリズムにより、ステツプ 73で算出した目標吸気カム間位相 Θ ssi # i_cmdおよび吸気カム間位相 Θ ssi iに応じて、吸気カム間位相可変機構 80への制御入力 DUTY_ssi # i ( # i= # 2 # 4)を算出した後、本プログラムを終了する。なお、この制御入力 DUTY_ssi # iは、前述したように、第 2SPASコントローラ 225の制御アルゴリズム、すなわち上記制御入力 DUTY msiの算出に用いる制御アルゴリズムと同じアルゴリズムにより算出される。

[0237] 図 53に戻り、ステップ 68またはステップ 69の判別結果が NOのとき、すなわち、ェンジン始動制御中でなくかつ Tcat≥Tcatlmtであるとき、またはアクセルペダルが踏まれているときには、ステップ 77に進み、目標主吸気カム位相の通常運転値 Θ mi_ drvを、要求駆動トルク TRQ_engおよびエンジン回転数 NEに応じて、図 56に示すマップを検索することにより算出する。

[0238] 同図において、エンジン回転数 NEの所定値 NE1 NE3はそれぞれ、 NE1 >NE 2 >NE3の関係が成立するように設定されており、この点は、以下においても同様である。このマップでは、通常運転値 Θ mi_drvは、要求駆動トルク TRQ_engが大きレ、ほど、またはエンジン回転数 NEが高いほど、より進角側の値に設定されている。これは、エンジン負荷が高いほど、主吸気カム位相 Θ miを進角させ、吸気弁 6の開閉タイミングを進角させることにより、エンジン出力を適切に確保するためである。

[0239] 次に、ステップ 78で、目標主吸気カム位相 Θ mi— cmdを上記通常運転値 Θ mi— drvに設定した後、ステップ 79に進み、前述した副吸気カム位相の基本値 Θ msi_b aseを、要求駆動トルク TRQ— engに応じて、図 57に示すテーブルを検索することにより算出する。

[0240] 同図に示すように、このテーブルにおいて、基本値 Θ msi— baseは、 TRQ— eng く TRQ— discの範囲、すなわちエンジン 3の成層燃焼運転域では、遅閉じ側の一定値に設定されている。これは、成層燃焼運転を実行するような低負荷域での燃焼状態を安定させるためである。また、基本値 Θ msi— baseは、 TRQ— disc≤ TRQ— en g≤TRQottの範囲では、基本値 Θ msi— baseは、要求駆動トルク TRQ— engが大きいほど、遅閉じ度合いが小さくなるように設定されている。これは、要求駆動トルク T RQ_engが大きいほど、吸気弁 6の遅閉じ度合いに起因するインテークマ二ホールド内への燃料の吹き戻し量がより大きくなるので、それを回避するためである。また、 TRQ_eng =TRQottのときには、基本値 Θ msi_baseがオット一位相値 Θ msiott に設定されている。

[0241] さらに、基本値 Θ msi_baseは、 TRQottく TRQ_engく TRQ2の範囲では、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、早閉じ度合いが大きくなるように設定されており、これは、高膨張比サイクル運転によって燃焼効率を高めるためである。

[0242] また、 TRQ2≤TRQ— engく TRQ4の範囲では、基本値 Θ msi— baseは、要求駆動トルク TRQ— engが大きいほど、吸気弁 6の早閉じ度合いが小さくなるように設定されている。これは、以下の理由による。すなわち、 TRQ2≤TRQ_engく TRQ4のような高負荷域では、後述するように、ノッキングの発生を回避するために過給動作が制限されるので、そのような過給動作の制限により充填効率が低下した状態で、吸気弁 6の早閉じ度合いを大きい状態に制御すると、発生トルクの低下を招いてしまう。したがって、このような発生トルクの低下を補償するために、要求駆動トルク TRQ_en gが大きいほど、吸気弁 6の早閉じ度合いが小さくなるように設定されている。

[0243] ステップ 79に続くステップ 80では、前述した第 1SPASコントローラ 221の制御アルゴリズムにより目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdを算出する。すなわち、前述した式（ 7)の予測アルゴリズム、式（8) （13)の同定アルゴリズム、および式（15) （21)のスライディングモード制御アルゴリズムを適用することにより、目標副吸気カム位相 Θ msi― cmdを算出する。

[0244] 次いで、ステップ 81で、前述した吸気カム間位相コントローラ 230の制御アルゴリズムにより、目標吸気カム間位相 essi#i— cmd(#i=#2— #4)を算出する。すなわち、式（44)一（50)の同定アルゴリズムにより、吸気量ばらつき係数 Φ #1— Φ #4が同定され、式（51)により、これらの吸気量ばらつき係数 Φ #2— Φ #4と吸気量ばらつき係数 Φ # 1との偏差 ΕΦ #2— ΕΦ #4が算出され、式 (52)，（53)の応答指定型制御アルゴリズムにより、これらの偏差 ΕΦ #2— #4が値 0に収束するように、目標吸気カム間位相 Θ ssi#i— cmdが算出される。次に、前述したように図 54のステップ 74— 76を実行した後、本プログラムを終了する。

[0245] 図 53に戻り、ステップ 60の判別結果が YESで、可変式吸気弁駆動装置 40または可変式排気弁駆動装置 90が故障しているときには、ステップ 82に進み、目標主吸気カム位相 Θ mi_cmdを所定のアイドル用値 Θ mi_idleに設定した後、ステップ 83に進み、目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdを所定の故障用値 Θ msi_fsに設定する。

[0246] 次いで、ステップ 84に進み、前述したステップ 64, 73と同様に、目標吸気カム間位ネ目 0ssi#i cmd (#i=# 2 #4)をいずれも値 0に設定する。この後、前述したように、図 54のステップ 65— 67を実行した後、本プログラムを終了する。

[0247] 次に、図 58, 59を参照しながら、前述したステップ 4の排気弁制御処理について説明する。同図に示すように、このプログラムでは、まず、ステップ 90で、前述した吸排気弁故障フラグ F_VLVNGが「1」であるか否かを判別し、この判別結果が NOで、可変式吸気弁駆動装置 40および可変式排気弁駆動装置 90がいずれも正常であるときには、ステップ 91に進み、前述したエンジン始動フラグ F_ENGSTARTが「1」であるか否かを判別する。

[0248] この判別結果が YESで、エンジン始動制御中であるときには、ステップ 92に進み、主排気カム位相 Θ meの目標値である目標主排気カム位相 Θ me_cmdを所定のァイドル用値 Θ me_idleに設定する。

[0249] 次いで、ステップ 93に進み、目標副排気カム位相 e mse_cmdを所定の始動用値

Θ mse_stに設定する。この始動用値 Θ mse_stは、排気弁 7の遅開け用の所定値として設定されている。この後、ステップ 94に進み、目標排気カム間位相 Θ sse # i— cmd ( # i= # 2— # 4)をレ、ずれも値 0に設定する。

[0250] 次に、図 59のステップ 95に進み、主排気カム位相可変機構 110への制御入力 DU TY— meを、目標主排気カム位相 Θ me— cmdに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出する。この後、ステップ 96で、副排気カム位相可変機構 120への制御入力 DUTY— mseを、目標副排気カム位相 Θ mse— cmdに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出する。なお、このステップ 96において、後述するステップ 106と同様の手法により、制御入力 DUTY— mseを算出してもよい。

[0251] 次いで、ステップ 97で、排気カム間位相可変機構 130への制御入力 DUTY— sse

# iを、目標排気カム間位相 Θ sse # i_cmdに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出した後、本プログラムを終了する。

[0252] 図 58に戻り、ステップ 91の判別結果が N〇で、エンジン始動制御中でないときには、ステップ 98に進み、前述した触媒暖機制御の実行時間 Teatが所定値 Tcatlmはり小さいか否かを判別する。この判別結果が YESのときには、ステップ 99に進み、ァクセル開度 APが所定値 APREFより小さいか否かを判別する。

[0253] この判別結果が YESで、アクセルペダルが踏まれてレ、ないときには、触媒暖機制御を実行すべきであるとして、ステップ 100に進み、目標主排気カム位相 Θ me— cm dを前述した所定のアイドル用値 Θ me— idleに設定する。

[0254] 次いで、ステップ 101に進み、前述した触媒暖機制御の実行時間 Teatに応じて、図 60に示すテーブルを検索することにより、目標副排気カム位相の触媒暖機用値 Θ mse_astを算出する。同図において、 Θ mseottは、排気弁 7のバルブタイミングが、オット一排気カムによるものと同じになる副排気カム位相 Θ mseのオット一位相値（ = 90deg)を示している。同図に示すように、触媒暖機用値 Θ mse_astは、触媒暖機制御の実行時間 Teatが所定値 Tcatrefに達するまでの間は遅開け側の値に設定され、それ以降は早開け側の値に設定される。このように早開け側の値に設定される理由は、膨張行程の途中で排気弁 7を開弁することにより、高温の排気ガスを触媒装置 19a， 19bに供給し、それにより、触媒装置 19a, 19b内の触媒の早期活性化を図るためである。

[0255] ステップ 101に続くステップ 102では、目標副排気カム位相の補正量 d Θ mseを、前述した式（55) , (56)の応答指定型制御アルゴリズムにより算出する。

[0256] 次に、ステップ 103に進み、上記ステップ 101 , 102で算出した Θ mse_ast,d Θ m seを用い、前述した式（54)により目標副排気カム位相 Θ mse— cmdを算出する。

[0257] 次いで、ステップ 104で、ステップ 94と同様に、目標排気カム間位相 Θ sse # i— c !!^ ( # 1= # 2—# 4)をぃずれも値0に設定した後、図 59のステップ 105に進み、主排気カム位相可変機構 110への制御入力 DUTY— meを、目標主排気カム位相 Θ me— cmdおよび主排気カム位相 Θ meに応じて、算出する。この制御入力 DUTY— meは、前述した第 2SPASコントローラ 225の制御アルゴリズムと同じアルゴリズムにより算出される。

[0258] 次に、ステップ 106で、第 4SPASコントローラ 282の制御アルゴリズムにより、畐 lj排気カム位相可変機構 120への制御入力 DUTY_mseを算出する。すなわち、前述したように、第 2SPASコントローラ 225の制御アルゴリズムと同じアルゴリズムにより、制御入力 DUTY_mseを算出する。

[0259] 次いで、ステップ 107に進み、目標排気カム間位相 e sse # i_cmdおよび排気力ム間位相 Θ sse # iに応じて、排気カム間位相可変機構 130への制御入力 DUTY _sse # i ( # i= # 2— # 4)を算出した後、本プログラムを終了する。なお、この制御入力 DUTY— sse # iは、上記制御入力 DUTY— mseの算出に用いる制御アルゴリズムと同じアルゴリズムにより算出される。

[0260] 図 58に戻り、ステップ 98またはステップ 99の判別結果が N〇のとき、すなわち、ェンジン始動制御中でなくかつ Tcat≥Tcatlmtであるとき、またはアクセルペダルが踏まれているときには、ステップ 108に進み、目標主排気カム位相の通常運転値 Θ me _drvを、要求駆動トルク TRQ_engおよびエンジン回転数 NEに応じて、図 61に示すマップを検索することにより算出する。

[0261] 同図に示すように、このマップでは、通常運転値 Θ me_drvは、要求駆動トルク TR Q_engが大きいほど、またはエンジン回転数 NEが高いほど、より進角側の値に設定されている。これは、エンジン負荷が高いほど、主排気カム位相 Θ meを進角させ、排気弁 7の開閉タイミングを進角させることにより、排気の掃気効率を高め、エンジン出力を適切に確保するためである。

[0262] 次に、ステップ 109で、目標主排気カム位相 Θ me— cmdを上記通常運転値 Θ me — drvに設定した後、ステップ 1 10に進み、目標副排気カム位相 Θ mse— cmdを、所定値 Θ mse— baseに設定する。この所定値 Θ mse— baseは、排気弁 7のバルブタイミングがオット一排気カムと同じになるような値（90deg)に設定されている。

[0263] ステップ 110に続くステップ 111では、要求駆動トルク TRQ— engおよびエンジン回転数 NEに応じて、図示しないマップを検索することにより、目標排気カム間位相 0 6 # 1—じ111(1 ( # 1= # 2—# 4)を算出する。このマップでは、目標排気カム間位相 Θ sse # i— cmdは、排気系の脈動効果による掃気効率の気筒間のばらつきを補償するような値に設定されている。次に、図 59のステップ 105— 107を前述したように実行した後、本プログラムを終了する。

[0264] 図 58に戻り、ステップ 90の判別結果が YESで、可変式吸気弁駆動装置 40または可変式排気弁駆動装置 90が故障しているときには、ステップ 112に進み、目標主排気カム位相 Θ me_cmdを前述した所定のアイドル用値 Θ me_idleに設定した後、ステップ 113に進み、目標副排気カム位相 Θ mse_cmdを所定の故障用値 Θ mse _fsに設定する。この所定の故障用値 Θ mse_fsは、排気弁 7のバルブタイミングがオット一排気カムと同じになるような値（90deg)に設定されている。

[0265] 次いで、ステップ 114に進み、前述したステップ 94, 104と同様に、目標排気カム間位相 Θ sse # i— cmd ( # i= # 2— # 4)をいずれも値 0に設定する。この後、前述したように、図 59のステップ 95 97を実行した後、本プログラムを終了する。

[0266] 次に、図 62を参照しながら、前述したステップ 5のスロットル弁制御処理について説明する。同図に示すように、このプログラムでは、まず、ステップ 120で、前述した吸排気弁故障フラグ F_VLVNGが「1」であるか否かを判別し、この判別結果が NOで、可変式吸気弁駆動装置 40および可変式排気弁駆動装置 90がレ、ずれも正常であるときには、ステップ 121に進み、前述したエンジン始動フラグ F_ENGSTARTが「 1」であるか否かを判別する。

[0267] この判別結果が YESで、エンジン始動制御中であるときには、ステップ 122に進み、目標開度 TH_cmdを所定の始動用値 THcmd_stに設定する。この所定の始動用値 THcmd— stは、後述するアイドル用値 THcmd— idleよりも若干、大きい値に設定されている。次いで、ステップ 123に進み、スロットル弁機構 16への制御入力 D UTY— thを算出した後、本プログラムを終了する。この制御入力 DUTY— thは、具体的には、目標開度 TH— cmdに応じて、図示しないテーブルを検索することにより算出される。

[0268] 一方、ステップ 121の判別結果が NOで、エンジン始動制御中でないときには、ステップ 124に進み、前述した触媒暖機制御の実行時間 Teatが所定値 Tcatlmはり小さいか否かを判別する。この判別結果が YESのときには、ステップ 125に進み、ァクセル開度 APが所定値 APREFより小さいか否かを判別する。

[0269] このステップ 125の判別結果が YESで、アクセルペダルが踏まれてレ、なレ、ときには、触媒暖機制御を実行すべきであるとして、ステップ 126に進み、目標開度の触媒暖機用値 THcmd_astを、前述した触媒暖機制御の実行時間 Teatに応じて、図 63に示すテーブルを検索することにより算出する。

[0270] 図中の値 THcmd_idleは、アイドル運転のときに用いられるアイドル用値を示している。同図に示すように、このテーブルでは、触媒暖機用値 THcmd_astは、実行時間 Teatが所定値 Tcatlに達するまでの間は、実行時間 Teatが短いほど、より大きい値に設定され、実行時間 Teatが所定値 Tcatlに達した後は、アイドル用値 THcm d— idleに設定されている。

[0271] 次いで、ステップ 127に進み、目標開度 TH— cmdを上記触媒暖機用値 THcmd _astに設定し、次に、前述したようにステップ 123を実行した後、本プログラムを終了する。

[0272] 一方、ステップ 124またはステップ 125の判別結果が NOのとき、すなわちエンジン始動制御中でなくかつ Tcat≥Tcatlmtであるとき、またはアクセルペダルが踏まれているときには、ステップ 128に進み、目標開度の通常運転値 THcmd_drvを、要求駆動トルク TRQ_engおよびエンジン回転数 NEに応じて、図 64に示すマップを検索することにより算出する。

[0273] 同図に示すように、このマップでは、通常運転値 THcmd_drvは、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、またはエンジン回転数 NEが高いほど、より大きい値に設定されている。これは、エンジン 3の負荷が高いほど、より大きなエンジン出力を確保するために、より多量の吸入空気が必要とされることによる。

[0274] 次に、ステップ 129で、目標開度 TH— cmdを上記通常運転値 THcmd— drvに設定し、次いで、前述したように、ステップ 123を実行した後、本プログラムを終了する。

[0275] 一方、ステップ 120の判別結果が YESで、可変式吸気弁駆動装置 40または可変式排気弁駆動装置 90が故障しているときには、ステップ 130に進み、目標開度の故障用値 THcmd— fsを、アクセル開度 APおよびエンジン回転数 NEに応じて、図 65 に示すマップを検索することにより算出する。同図に示すように、このマップでは、故障用値 THcmd— fsは、アクセル開度 APが大きいほど、またはエンジン回転数 NE が高いほど、より大きい値に設定されている。これは、上記通常運転値 THcmd_dr Vの算出で説明した内容と同じ理由による。

[0276] 次いで、ステップ 131に進み、目標開度 TH_cmdを上記故障用値 THcmd_fsに設定し、次に、前述したように、ステップ 123を実行した後、本プログラムを終了する。

[0277] なお、以上の制御処理により、各種の制御入力 DUTY_mi， DUTY_msi， DU TY_ssi # i， DUTY_me, DUTY_mse， DUTY_sse # i, DUTY_thは、算出結果に応じたデューティ比のパルス信号、電流信号および電圧信号のレ、ずれか 1 つに設定される。

[0278] 以上のようなエンジン制御を実行した際の動作について、図 66を参照しながら、ェンジン始動および触媒暖機制御中の動作を中心に説明する。

[0279] 同図に示すように、エンジン始動制御中（tO— tl)は、目標副吸気カム位相 Θ msi _cmdが、所定の始動用値 Θ msi_stに設定される（ステップ 63)ことで、副吸気力ム位相 Θ msiが遅閉じ側の値に制御されると同時に、目標開度 TH_cmdが所定の始動用値 THcmd_stに設定される (ステップ 122)ことで、スロットル弁開度 THが半開状態に制御される。それにより、気筒吸入空気量 Gcylは、エンジン始動可能な程度の小さい値に制御される。このように、始動の際、スロットル弁 17の絞りのみでは制御不能な気筒吸入空気量 Gcylを、過不足なくエンジン始動可能な値まで抑制することができるので、それに応じて燃料噴射量を低減できる。その結果、排気ガスボリユームを低減することができ、始動制御中の未燃成分の総排出量を低減することができる

[0280] また、目標副排気カム位相 Θ mse— cmdが所定の始動用値 Θ mse— stに設定される（ステップ 93)ことで、副排気カム位相 Θ mseが遅開け側に制御され、それにより、燃焼ガスが気筒内により長く保持されることで、排気ガス中の未燃 HCを低減することができる。さらに、目標空燃比 KCMDが理論空燃比に相当する値 KCMDSTよりも若干、リッチ側の値に制御され、かつ点火時期 Θ igが通常のアイドル運転用値 Θ ig idleよりも進角側の値に制御されることにより、混合気の着火性を向上させることができる。

[0281] 以上のエンジン始動制御により、エンジン 3が完全始動（完爆)すると（時刻 tl)、触媒暖機制御が実行される。具体的には、目標副吸気カム位相 e msi__Cmdが触媒暖機用値 Θ msi_cwに設定される (ステップ 72)ことにより、副吸気カム位相 Θ msiは、遅閉じ側の値からオット一位相値 e msiottに近づくように制御される。それにより、吸気弁 6の遅閉じ度合いが減少することにより、気筒吸入空気量 Gcylが増大するように制御され、それにより、排気ガスボリュームが増大する。また、目標副排気カム位相 Θ mse_cmdが、触媒暖機用値 Θ mse_astと補正量 d Θ mseの和に設定される（ステツプ 103)ことにより、副排気カム位相 Θ mseは、遅開け側から早開け側に変化するように制御されることにより、圧縮行程中の高温の排気ガスが排出される。これに加えて、点火時期 Θ igが所定値 d Θ ig分、リタードされることにより、排気ガス温度が高められる。以上により、触媒装置 19a, 19b内の触媒を早期に活性化することができる

[0282] また、目標空燃比 KCMD力 Sリーン側の値に制御されることにより、未燃 HCを低減すること力 Sできる。さらに、エンジン回転数 NEは、目標回転数 NE_cmdになるように制御される。

[0283] さらに、触媒暖機制御の終了以降（時刻 t2以降）は、要求駆動トルク TRQ_engなどの運転状態に応じ、前述したプログラムに基づレ、て通常運転制御が実行される。

[0284] 次に、通常運転制御中の動作について、図 67を参照しながら、下記の（L1)一（L6 )の要求駆動トルク TRQ_engの範囲毎に説明する。

[0285] (L 1 ) TRQ_idle≤ TRQ_eng < TRQ_discの範囲

この範囲では、前述した基本値 Θ msi— baseの設定により、副吸気カム位相 Θ msi が遅閉じ側のほぼ一定の値に制御される。また、スロットル弁 17により吸入空気量が絞られないことで、吸気管内絶対圧 PBAは、大気圧 Patmよりも若干低いほぼ一定値に制御される。さらに、気筒吸入空気量 Gcylがほぼ一定値に制御される。また、主燃料噴射率 Rt— Preが最大値 Rtmaxに設定され、目標空燃比 KCMDが前述した極リーン域の値に設定されるとともに、成層燃焼運転が実行される。

[0286] (L2) TRQ_dis c≤ TRQ_eng≤ TRQ 1の範囲

この範囲では、前述した基本値 Θ msi_baseの設定により、副吸気カム位相 Θ msi は、上記 (L1)の範囲のときの値よりもかなり遅閉じ側の値に制御されるとともに、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、遅閉じ度合いがより小さくなるように制御される。また、気筒吸入空気量 Gcylは、上記（L1)の範囲のときの値よりも小さい値に制御されるとともに、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、より大きい値になるように制御される。さらに、目標空燃比 KCMDは、上記 (L1)の範囲の値よりもリッチ側の前述したリーン域の値を保持するように制御され、吸気管内絶対圧 PBAおよび主燃料噴射率 Rt_Preはいずれも、上記（L1)の範囲での値を保持するように制御される。

[0287] (L3)TRQKTRQ eng≤TRQottの範囲この範囲では、前述した基本値 Θ msi_baseの設定により、副吸気カム位相 Θ msi は、上記（L2)の範囲と同様の傾向に制御される。特に、 TRQ— eng=TRQottのときには、副吸気カム位相 Θ msiは、オット一位相値 Θ msiottになるように制御される。すなわち、エンジン 3はオット一サイクルで運転される。また、目標空燃比 KCMDおよび気筒吸入空気量 Gcylも、上記 (L2)の範囲と同様の傾向に制御される。さらに、この範囲では、ターボチャージャ装置 10による過給動作が実行され、それにより、吸気管内絶対圧 PBAは、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、より高い値になるように制御される。また、主燃料噴射率 Rt_Preは、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、より小さい値になるように制御される。すなわち、要求駆動トルク TRQ_en gが大きいほど、副燃料噴射弁 15の燃料噴射量 T〇UT_subがより大きい値になるように制御される。これは、燃料気化冷却装置 12による吸入空気の冷却効果を得るためである。

[0288] (L4) TRQott < TRQ_eng < TRQ2の範囲

この範囲では、副吸気カム位相 Θ msiは、要求駆動トルク TRQ— engが大きいほど、より早閉じ度合いが大きくなるように制御される。これは、前述したように、高膨張比サイクル運転によって燃焼効率を高めるためである。また、気筒吸入空気量 Gcyl、目標空燃比 KCMD、主燃料噴射率 Rt— Preおよび吸気管内絶対圧 PBAは、上記 (L 3)の範囲と同様の傾向を示すように制御される。特に、吸気管内絶対圧 PBAは、上記と同様に、要求駆動トルク TRQ— engが大きいほど、より高い値になるように制御されている。これは、副吸気カム位相 Θ msiが早閉じ側に制御されると、発生トルクの低下を招いてしまうので、その補償を目的として過給により充填効率を高め、発生トルクを増大させるためである。

[0289] (L5)TRQ2≤TRQ_engく TRQ4の範囲

この範囲では、副吸気カム位相 Θ msiは、要求駆動トノレク TRQ_engが大きいほど、より早閉じ度合いが小さくなるように制御され、その結果、有効圧縮体積が増大する。これは、前述したように、過給動作の制限により充填効率が低下した状態で、吸気弁 6の早閉じ度合いを大きい状態に制御すると、発生トルクの低下を招いてしまうので、上記のように副吸気カム位相 Θ msiを制御することにより、発生トルクの低下を補償するためである。

[0290] また、吸気管内絶対圧 PBAは、 TRQ2≤TRQ— eng≤TRQ3の範囲では、一定値を維持するように制御され、 TRQ3く TRQ— engく TRQ4の範囲では、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、より低い値になるように制御される。さらに、主燃料噴射率 Rt_Preは、上記（L3)の範囲と同様に、要求駆動トルク TRQ_engが大きレ、ほど、より小さい値になるように制御される。以上のように、この（L5)の範囲では、要求駆動トルク TRQ_engが大きいほど、ターボチャージャ装置 10による過給動作が制限されると同時に、燃料気化冷却装置 12による冷却効果が上昇するように制御されることにより、点火時期のリタード制御を行うことなぐノッキングの発生を回避すること力 Sできる。なお、従来のターボチャージャ装置付きのエンジンの場合、この（L5) の範囲では、点火時期のリタード制御を実行しないと、ノッキングが発生してしまう。

[0291] (L6)TRQ4≤TRQ_engの範囲

この範囲では、極高負荷域であることにより、上述したターボチャージャ装置 10による過給動作の制限、および燃料気化冷却装置 12による冷却効果では、ノッキングの発生を回避できないので、点火時期のリタード制御が実行される。すなわち、目標空燃比 KCMDは、要求駆動トルク TRQ— engが大きいほど、リッチ側になるように制御される。これと同時に、副吸気カム位相 Θ msiは、オット一位相値 Θ msiottになるように制御され、気筒吸入空気量 Gcylはほぼ一定になるように制御され、主燃料噴射率 Rt— Preは最小値 Rtminに制御され、吸気管内絶対圧 PBAは、ほぼ一定値を維持するように制御される。

[0292] 以上のように、本実施形態の制御装置 1によれば、オンボード同定器 223において、式（2)の制御対象モデルに基づき、式（8)—（13)の同定アルゴリズムにより、モデルパラメータのべクトノレ Θ sが同定され、 SLDコントローラ 224におレヽて、このモデノレパラメータのべクトノレ Θ sに応じて、気筒吸入空気量 Gcylが目標吸入空気量 Gcyl_ cmdに収束するように、目標副吸気カム位相 e msi_cmdが算出される。このように、目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdが、適応制御アルゴリズムにより算出されるので、エアフローセンサ 21の経年変化、または可変式吸気弁駆動装置 40の動特性のばらつきおよび経年変化などに起因して、制御対象の動特性がばらついたり、経年変化したりしている場合でも、それらの影響を回避しながら、制御対象モデルの動特性を、その実際の動特性に適合させることができる。それにより、気筒吸入空気量 Gcylを、迅速かつ安定した状態で目標吸入空気量 Gcyl— cmdに収束させることができる。このように、吸入空気量制御において、高いロバスト性を確保できるとともに、制御性を向上させることができ、それにより、トルク変動および回転変動の発生を回避でき、燃焼状態を向上させることができる。その結果、運転性および排気ガス特性を向上させること力 Sできる。

[0293] また、状態予測器 222において、式（2)の制御対象モデルに基づき、式（7)の予測アルゴリズムにより、予測吸入空気量 Pre_Gcylが算出されるので、この予測吸入空気量 Pre_Gcylを、制御対象のむだ時間 dが補償された値として算出することができるとともに、そのような予測吸入空気量 Pre_Gcylを用いて、オンボード同定器 223 での同定演算、および SLDコントローラ 224での目標副吸気カム位相 Θ msi_cmd の算出が実行されるので、制御対象のむだ時間 dを補償しながら、目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdを算出することができる。それにより、気筒吸入空気量 Gcylの目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdへの収束性を向上させることができ、その結果、運転性および排気ガス特性をさらに向上させることができる。

[0294] さらに、 SLDコントローラ 224において、式（15)—（21)のスライディングモード制御アルゴリズムにより、気筒吸入空気量 Gcylが目標吸入空気量 Gcyl— cmdに収束するように、目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdが算出されるので、気筒吸入空気量 Gc ylの目標吸入空気量 Gcyl— cmdへの収束挙動および収束速度を、切換関数設定パラメータ Ssの設定により任意に指定することができる。したがって、気筒吸入空気量 Gcylの目標吸入空気量 Gcyl_cmdへの収束速度を、制御対象の特性に応じた適切な値に設定することができ、それにより、気筒吸入空気量 Gcylを、振動的およびオーバーシュート的な挙動を回避しながら迅速かつ安定した状態で、目標吸入空気量 Gcyl_cmdに収束させることができる。その結果、運転性および排気ガス特性をより一層、向上させること力できる。

[0295] また、本実施形態の制御装置 1によれば、式（7)の予測アルゴリズムにより、予測吸入空気量 Pre_Gcylが算出されるとともに、この予測式（7)における複数の予測係数には、予測吸入空気量 Pre— Gcylと気筒吸入空気量 Gcylとの間の定常偏差を補償するための補償パラメータ γ 1が加算項として含まれているので、予測吸入空気量 Pre— Gcylを、補償パラメータ γ 1が直接的に反映された値として算出することができる。また、そのように算出された予測吸入空気量 Pre_Gcylと気筒吸入空気量 Gcy 1との偏差である同定誤差 ideが最小になるように、式 (8) （13)の同定アルゴリズムにより、補償パラメータ Ί 1を含む予測係数ベクトル Θ sが同定されるので、この予測係数ベクトルを、予測吸入空気量 Pre_Gcylと気筒吸入空気量 Gcylとの間の動特性を精度よく合致させる値として同定でき、予測吸入空気量 Pre_Gcylと気筒吸入空気量 Gcylとの間の定常偏差を補償することができる。特に、上述したように同定される補償パラメータ γ 1が、加算項として予測式 (7)に含まれているので、この補償パラメータ γ 1により、予測吸入空気量 Pre_Gcylと気筒吸入空気量 Gcylとの間の定常偏差を効果的に補償することができる。これに加えて、そのような補償パラメータ γ 1を、前述したように、予測吸入空気量 Pre— Gcylに直接的に反映させることができるので、予測吸入空気量 Pre— Gcylの予測精度を向上させることができる。

さらに、上記のように同定された予測係数ベクトル Θ sに応じて、気筒吸入空気量 G cylが目標吸入空気量 Gcyl_cmdに収束するように、式（15)—（21)のスライディングモード制御アルゴリズムにより、目標副吸気カム位相 S msi— cmdが算出されるので、気筒吸入空気量 Gcylを、振動的およびオーバーシュート的な挙動を回避しながら、迅速かつ安定した挙動で目標吸入空気量 Gcyl— cmdに収束させることができる。また、スライディングモード制御アルゴリズムでは、目標副吸気カム位相 Θ msi— cm dがフィードフォワード項であるバルブ制御入力 Uvtを含む 3つの入力の総禾ロ（Ueq + Urch + Uvt)として算出されるので、このバルブ制御入力 Uvtにより、目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdの解として、 2つの解（早閉じ側および遅閉じ側の値）あるときでも、 2つの解の一方を、目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdの解として強制的に選択させることができる。これに加えて、オンボード同定器 223により同定される予測係数ベクトル Θ sに補償パラメータ γ 1が含まれていることにより、このバルブ制御入力 U _vtの影響を補償しながら、気筒吸入空気量 Gcylを目標吸入空気量 Gcyl_cmdに上記のように収束させることができる。 [0297] さらに、可変式吸気弁駆動装置 40が油圧駆動式のもので構成されているので、例えば、吸気弁 6の弁体をソレノイドの電磁力で駆動するタイプの可変式吸気弁駆動装置を用いた場合と比べて、より高負荷域でも吸気弁 6を確実に開閉することができ、消費電力を低減できるとともに、吸気弁 6の動作音を低減することができる。

[0298] また、主'副吸気カム 43, 44、主'副吸気カムシャフト 41， 42、リンク機構 50および吸気ロッカアーム 51を備えた吸気弁駆動機構 50と、副吸気カム位相可変機構 70との組み合わせにより、副吸気カム位相 Θ msiを自在に変更できる構成、すなわち吸気弁 6の閉弁タイミングおよびバルブリフト量を自在に変更できる構成を実現することができる。

[0299] なお、副吸気カム位相可変機構 70において、高い応答性が要求されない場合 (例えば、前述した吸気弁制御処理において、吸気弁 6を遅閉じ側または早閉じ側の一方にのみ制御すればよい場合）には、油圧ピストン機構 73およびモータ 74に代えて、主吸気カム位相可変機構 60と同様に、油圧ポンプ 63および電磁弁機構 64を用いてもよレ、。その場合には、制御装置 1を、図 68に示すように構成すればよい。

[0300] 同図に示すように、この制御装置 1では、実施形態における DUTY— th算出部 20 0および副吸気カム位相コントローラ 220に代えて、 DUTY— msi算出部 300およびスロットル弁開度コントローラ 301が設けられている。この DUTY— msi算出部 300では、要求駆動トルク TRQ— engに応じて、テーブルを検索することにより、目標副吸気カム位相 Θ msi— cmdを算出した後、この算出した目標副吸気カム位相 Θ msi— c mdに応じて、テーブルを検索することにより、制御入力 DUTY— msiが算出される。また、スロットル弁開度コントローラ 301では、気筒吸入空気量 Gcylおよび目標吸入空気量 Gcyl_cmdに応じて、前述した第 1SPASコントローラ 221と同じ制御アルゴリズムにより、目標開度 TH_cmdを算出した後、この算出した目標開度 TH_cmd に応じて、第 2SPASコントローラ 225と同じ制御アルゴリズムにより、制御入力 DUT Y_thが算出される。以上のように構成した場合、副吸気カム位相可変機構 70の応答性が低いときでも、その影響を回避しながら、副吸気カム位相 Θ msiを適切に制御すること力 Sできる。

[0301] また、実施形態は、副吸気カム位相コントローラ 220として、第 1SPASコントローラ 221および第 2SPASコントローラ 225の双方を備えた例ではある力これに代えて、第 1SPASコントローラ 221のみを備えたものを用いてもよレ、。その場合には、制御入力 DUTY— msiを、例えばテーブルを参照することにより、第 1SPASコントローラ 22 1で算出した目標副吸気カム位相 Θ msi_cmdに応じて、算出すればよい。

[0302] さらに、実施形態は、第 1および第 2SPASコントローラ 221 , 225において、応答指定型制御アルゴリズムとしてスライディングモード制御アルゴリズムを用いた例である力 2つのコントローラ 221， 225で用いる応答指定型制御アルゴリズムはこれに限らず、バックステッピング制御アルゴリズムなどの応答指定型制御アルゴリズムであればよい。

[0303] また、実施形態は、吸気バルブタイミング可変装置として可変式吸気弁駆動装置 4 0を用いた例である力 S、吸気バルブタイミング可変装置はこれに限らず、吸気弁 6のバルブタイミングを変更することにより、気筒内に吸入される吸入空気量を変更可能なものであればよレ、。例えば、吸気バルブタイミング可変装置として、吸気弁 6の弁体をソレノイドの電磁力で駆動する電磁式動弁機構を用いてもよい。

[0304] また、実施形態は、本発明をプラントとしての車両用の内燃機関の吸気系に適用した例であるが、本発明はこれに限らず、プラントとしての様々な産業機器に適用可能であることは言うまでもない。さらに、本発明は、実施形態の車両用の内燃機関に限らず、船舶用などの各種の内燃機関にも適用可能である。

産業上の利用の可能性

[0305] 以上のように、本発明の第 1および第 2の態様に係る内燃機関の吸入空気量制御装置は、吸入空気量制御において、高いロバスト性を確保でき、制御性を向上させることができ、それにより、運転性および排気ガス特性を向上させる吸入空気量制御装置として、車両用の内燃機関を含む各種の内燃機関に用いることができる。また、本発明の第 3および第 4の態様に係る制御装置は、プラントの出力の予測値と検出された出力との間の定常偏差を補償することができ、それにより、制御精度を向上させることができる制御装置として、車両用の内燃機関の吸気系を始めとして、

ての様々な産業機器に用いることができる。

Claims

請求の範囲

[1] 吸気弁のバルブタイミングを自在に変更する吸気バルブタイミング可変装置を介して、気筒内に吸入される吸入空気量を自在に可変制御する内燃機関の吸入空気量制御装置であって、

前記気筒内に吸入される吸入空気量の推定値である推定吸入空気量を算出する推定吸入空気量算出手段と、

前記吸入空気量制御の目標となる目標吸入空気量を設定する目標吸入空気量設定手段と、

前記吸気バルブタイミング可変装置を制御するための制御指令値を入力とし、前記推定吸入空気量を出力とする制御対象モデルに基づき、所定の同定アルゴリズムにより、当該制御対象モデルのすべてのモデルパラメータを同定する同定手段と、当該同定されたすベてのモデルパラメータに応じて、前記推定吸入空気量が前記目標吸入空気量に収束するように、前記制御指令値を算出する制御指令値算出手段と、

当該算出された制御指令値に応じて、前記吸気バルブタイミング可変装置を制御する制御手段と、

を備えることを特徴とする内燃機関の吸入空気量制御装置。

[2] 前記制御指令値算出手段は、所定の予測アルゴリズムに基づいて、前記推定吸入空気量の予測値を算出するとともに、当該推定吸入空気量の予測値にさらに応じて、前記制御指令値を算出することを特徴とする請求項 1に記載の内燃機関の吸入空

[3] 前記制御指令値算出手段は、所定の応答指定型制御アルゴリズムにさらに応じて、前記制御指令値を算出することを特徴とする請求項 2に記載の内燃機関の吸入空気

[4] 前記吸気バルブタイミング可変装置は、

回動により前記吸気弁を開閉駆動する吸気ロッカアームと、

前記吸気ロッカアームを回動自在に支持する移動自在の回動支点と、

互いに同じ回転数で回転する第 1および第 2吸気カムシャフトと、当該第 1および第 2吸気カムシャフト間の相対的な位相を変更する吸気カム位相可変機構と、

前記第 1吸気カムシャフトに設けられ、当該第 1吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、前記吸気ロッカアームを前記回動支点の回りに回動させる第 1吸気カムと、

前記第 2吸気カムシャフトに設けられ、当該第 2吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、前記吸気ロッカアームの前記回動支点を移動させる第 2吸気カムとを備えることを特徴とする請求項 1に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[5] 前記吸気バルブタイミング可変装置は、

互いに同じ回転数で回転する第 1および第 2吸気カムシャフトと、

当該第 1および第 2吸気カムシャフト間の相対的な位相を変更する吸気カム位相可変機構と、

前記第 2吸気カムシャフトに設けられ、当該第 2吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、前記吸気ロッカアームの前記回動支点を移動させる第 2吸気カムとを備えることを特徴とする請求項 3に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[6] 前記吸気カム位相可変機構は、油圧の供給により駆動される油圧駆動式の吸気カム位相可変機構で構成されており、

前記制御手段は、当該油圧駆動式の吸気カム位相可変機構に供給される油圧を制御することを特徴とする請求項 4に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[7] 前記吸気カム位相可変機構は、油圧の供給により駆動される油圧駆動式の吸気カム位相可変機構で構成されており、前記制御手段は、当該油圧駆動式の吸気カム位相可変機構に供給される油圧を制御することを特徴とする請求項 5に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[8] 吸気弁のバルブタイミングを自在に変更する吸気バルブタイミング可変装置を介して、気筒内に吸入される吸入空気量を自在に可変制御する内燃機関の吸入空気量制御装置であって、

所定の予測アルゴリズムに基づいて、前記推定吸入空気量の予測値を算出する予測値算出手段と、

当該推定吸入空気量の予測値に応じて、前記推定吸入空気量が前記目標吸入空気量に収束するように、前記制御指令値を算出する制御指令値算出手段と、当該算出された制御指令値に応じて、前記吸気バルブタイミング可変装置を制御する制御手段と、

[9] 前記制御指令値算出手段は、所定の応答指定型制御アルゴリズムにさらに応じて、前記制御指令値を算出することを特徴とする請求項 8に記載の内燃機関の吸入空

[10] 前記吸気バルブタイミング可変装置は、

前記第 1吸気カムシャフトに設けられ、当該第 1吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、前記吸気ロッカアームを前記回動支点の回りに回動させる第 1吸気カムと、前記第 2吸気カムシャフトに設けられ、当該第 2吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、前記吸気ロッカアームの前記回動支点を移動させる第 2吸気カムとを備えることを特徴とする請求項 8に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[11] 前記吸気バルブタイミング可変装置は、

前記第 2吸気カムシャフトに設けられ、当該第 2吸気カムシャフトの回転に伴って回転することにより、前記吸気ロッカアームの前記回動支点を移動させる第 2吸気カムとを備えることを特徴とする請求項 9に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[12] 前記吸気カム位相可変機構は、油圧の供給により駆動される油圧駆動式の吸気カム位相可変機構で構成されており、

前記制御手段は、当該油圧駆動式の吸気カム位相可変機構に供給される油圧を制御することを特徴とする請求項 10に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[13] 前記吸気カム位相可変機構は、油圧の供給により駆動される油圧駆動式の吸気カム位相可変機構で構成されており、

前記制御手段は、当該油圧駆動式の吸気カム位相可変機構に供給される油圧を制御することを特徴とする請求項 11に記載の内燃機関の吸入空気量制御装置。

[14] プラントを制御する制御装置であって、

前記プラントの出力を検出する出力検出手段と、

前記プラントの出力の目標値を設定する目標値設定手段と、前記プラントの制御対象モデルに基づいて導出されるとともに、前記プラントへの入力と前記出力と当該出力の予測値との関係が定義された所定の予測アルゴリズムにより、前記プラントの出力の予測値を予測する予測手段と、

を備え、

前記所定の予測アルゴリズムには、複数の予測係数が含まれ、当該複数の予測係数には、前記プラントの出力の予測値と前記プラントの出力との間の定常偏差を補償するための補償パラメータが、加算項および減算項の一方として含まれ、

所定の同定アルゴリズムにより、前記プラントの出力の予測値と前記検出されたブラントの出力との偏差が最小となるように、前記複数の予測係数を同定する同定手段と所定の制御アルゴリズムにより、当該同定された複数の予測係数に応じて、前記検出されたプラントの出力が前記設定された目標値に収束するように、前記プラントへの入力を制御するための制御指令値を決定する制御指令値決定手段と、

をさらに備えることを特徴とする制御装置。

[15] 前記所定の制御アルゴリズムは、所定の応答指定型制御アルゴリズムであることを特徴とする請求項 14に記載の制御装置。

[16] 前記所定の応答指定型制御アルゴリズムでは、前記制御指令値が複数の指令値成分の総和として決定され、

当該複数の指令値成分には、前記制御指令値の解力 ¾つあるときに当該 2つの解の一方を選択するための選択指令値成分が含まれていることを特徴とする請求項 15 に記載の制御装置。

[17] 吸気弁のバルブタイミングを自在に変更する吸気バルブタイミング可変装置を介して、内燃機関の気筒内に吸入される空気量を自在に可変制御する制御装置であって、前記気筒内に吸入される空気量である気筒吸入空気量を検出する気筒吸入空気量検出手段と、

前記気筒吸入空気量の目標値を設定する目標値設定手段と、

前記吸気バルブタイミング可変装置により設定された吸気弁のバルブタイミングを表す値を入力とし、前記気筒吸入空気量を出力とする制御対象モデルに基づいて導出されるとともに、前記吸気弁のバルブタイミングを表す値と前記気筒吸入空気量と当該気筒吸入空気量の予測値との関係が定義された所定の予測アルゴリズムにより、前記気筒吸入空気量の予測値を予測する予測手段と、

を備え、

前記所定の予測アルゴリズムには、複数の予測係数が含まれ、当該複数の予測係数には、前記気筒吸入空気量の予測値と前記気筒吸入空気量との間の定常偏差を補償するための補償パラメータが、加算項および減算項の一方として含まれ、所定の同定アルゴリズムにより、前記気筒吸入空気量の予測値と前記検出された気筒吸入空気量との偏差が最小となるように、前記複数の予測係数を同定する同定手段と、

所定の制御アルゴリズムにより、当該同定された複数の予測係数に応じて、前記検出された気筒吸入空気量が前記設定された目標値に収束するように、前記吸気バルブタイミング可変装置を制御するための制御指令値を決定する制御指令値決定手段と、

をさらに備えることを特徴とする制御装置。

[18] 前記所定の制御アルゴリズムは、所定の応答指定型制御アルゴリズムであることを特徴とする請求項 17に記載の制御装置。

[19] 前記所定の応答指定型制御アルゴリズムでは、前記制御指令値が複数の指令値成分の総和として決定され、

当該複数の指令値成分には、前記制御指令値の解力 ¾つあるときに当該 2つの解の一方を選択するための選択指令値成分が含まれていることを特徴とする請求項 18 に記載の制御装置。