WO2014174969A1

WO2014174969A1 - 内燃機関の制御装置及び制御方法

Info

Publication number: WO2014174969A1
Application number: PCT/JP2014/058406
Authority: WO
Inventors: 忍釜田; 太介碇; 翔大津
Original assignee: 日産自動車株式会社
Priority date: 2013-04-23
Filing date: 2014-03-26
Publication date: 2014-10-30
Also published as: US20160076465A1; EP2990629A1; MX2015014714A; EP2990629A4; CN105121816A; EP2990629B1; BR112015025244B1; JPWO2014174969A1; JP6015853B2; BR112015025244A2; CN105121816B; MX345528B; RU2618146C1; US9784190B2

Abstract

現時点よりも所定時間Ｔａｃｔ後にシリンダ（７）内に吸入される吸気量から、現時点よりも所定時間Ｔａｃｔ後の目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出し、所定時間Ｔａｃｔ後の実際の圧縮比εｒ（ｔ＋Ｔａｃｔ）が、所定時間（Ｔａｃｔ）後の目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）と一致するように、可変圧縮比機構（９）を駆動する電動機（３１）への制御指令値（ｔ）を算出する。これによって、実圧縮比を目標圧縮比に精度良く追従させる。

Description

内燃機関の制御装置及び制御方法

　本発明は、内燃機関の制御装置及び制御方法に関する。

　機関圧縮比を変更可能な内燃機関においては、低負荷運転時には相対的に高い圧縮比とし、高負荷運転時には相対的に低い圧縮比に制御される。そのため、例えば加速時等のように、運転状態が低負荷運転状態から高負荷運転状態に変化する際には、負荷の増加にともなって機関圧縮比を低下させている。このように、運転状態の変化に伴って機関圧縮比を低下させる場合、圧縮比の応答遅れにより、実際の圧縮比が目標値よりも高いとノッキングが発生する虞がある。

　そこで、例えば、特許文献１には、現在の機関負荷（吸入空気量）から算出した第１の目標圧縮比に対し、可変圧縮比機構による圧縮比の応答遅れを考慮した位相進み処理を行って第２の目標圧縮比を算出し、この第２の目標圧縮比へ向けて圧縮比を制御するようにした内燃機関の制御装置が開示されている。

　このような特許文献１においては、吸入空気量の応答性よりも、可変圧縮比機構による圧縮比の応答性が良い場合、第２の目標圧縮比を算出することが可能となり、実際の圧縮比を本来の圧縮比である第１の目標圧縮比に対して十分に近づけることが可能となる。

　しかしながら、吸入空気量の応答性が、可変圧縮比機構による圧縮比の応答性よりも良いような場合、第２の目標圧縮比が第１の目標圧縮比に対して追従できなくなる虞がある。

特開２００５－１６３７３９号公報

　そこで、本発明の内燃機関の制御装置は、内燃機関の機関負荷に基づき現在から所定時間経過後の吸気量を算出する予測吸気量算出手段と、上記予測吸気量算出手段で算出される予測吸気量に基づき現在から所定時間経過後の目標圧縮比を算出する目標圧縮比算出手段と、実際の圧縮比が上記目標圧縮比となるような可変圧縮比機構の制御指令値を算出する制御指令値算出手段と、を有することを特徴としている。

　本発明によれば、過渡時における吸気量の応答性が、過渡時における圧縮比の応答性よりも良い場合でも、実際の圧縮比を目標圧縮比に精度良く追従させることができる。

本発明に係る内燃機関の制御装置のシステム構成の概略を示す説明図。本発明に係る内燃機関の制御装置に適用される可変圧縮比機構を模式的に示した説明図。可変圧縮比機構のリンク姿勢を模式的に示した説明図であって、（Ａ）は高圧縮比位置を示し、（Ｂ）は低圧縮比位置を示す。可変圧縮比機構のピストンモーションを示す特性図。可変圧縮比機構における低圧縮比位置と高圧縮比位置でのコントロールリンクとコントロールシャフト等の位置関係を模式的に示した説明図。過渡時における充填効率と圧縮比の変化を示したタイミングチャート。本発明に係る可変圧縮比機構の制御の流れの概略を示したブロック図。目標圧縮比算出マップ。充填効率ＩＴＡＣ（ｔ）の算出手順を示すブロック図。所定時間Ｔａｃｔの算出手順を示すブロック図。予測充填効率ＩＴＡＣ（ｔ＋Ｔａｃｔ）の算出手順を示すブロック図。予測吸気量Ｑｃ（ｔ＋Ｔａｃｔ）の算出手順を示すフローチャート。制御指令値（ｔ）の算出手順を示すブロック図。圧縮比応答線図の一例を示した説明図。

　以下、本発明の一実施例を図面に基づいて詳細に説明する。まず、本発明が適用される内燃機関１の基本的な構成を図１を用いて説明する。この内燃機関１は、駆動源として車両に搭載されるものであって、吸気弁２を駆動する吸気弁側動弁機構４と、排気弁３を駆動する排気弁側動弁機構５と、シリンダブロック６のシリンダ７内を往復動するピストン８の上死点位置を変更することで機関圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構９と、を備えている。

　吸気弁側動弁機構４及び排気弁側動弁機構５は、例えば、それぞれ一般的な直動式の動弁機構であり、吸排気弁２、３のリフト作動角やリフト中心角の位相は、常に一定である。

　吸気弁２を介して燃焼室１０に接続された吸気通路１１には、吸気コレクタ１２の上流側を開閉して吸入空気量（吸気量）を調整するスロットル弁１３と、吸気コレクタ１２の下流側に位置して燃料を噴射する燃料噴射弁１４が設けられている。スロットル弁１３は、運転者によるアクセルペダルの操作とは独立して開度を調整可能な電制のものであり、図示せぬアクチュエータにより駆動される。

　そして、吸気通路１１において、スロットル弁１３の上流側には、過給機１５とエアフローメータ１６が設けられている。

　過給機１５は、吸気を加圧して内燃機関１の燃焼室１０に送り込むものであって、例えば内燃機関１のクランクシャフト１７により駆動する機械式過給機（スーパーチャージャ）や、排気のエネルギーを利用した排気タービン式過給機（ターボチャージャ）が適用される。エアフローメータ１６は、過給機１５の上流側に位置している。

　また、吸気通路１１には、スロットル弁１３と過給機１５との間に、吸気圧力を検出する吸気圧センサ１８と、吸気温度を検出する吸気温度センサ１９が設けられている。

　排気弁３を介して燃焼室１０に接続された排気通路２０には、排気空燃比を検出する空燃比センサ２１が設けられている。

　エンジンコントロールユニット（ＥＣＵ）２２は、ＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ及び入出力インターフェースを備えた周知のデジタルコンピュータであり、上述したエアフローメータ１６の検出信号、上述した吸気圧センサ１８の検出信号（Ｂｏｏｓｔ（ｔ））、上述した吸気温度センサ１９の検出信号（Ｔｍ（ｔ））の他、大気圧を検出する大気圧センサ２３からの大気圧センサ信号、スロットル弁１３の開度を検出するスロットルセンサ２４からのスロットルセンサ信号（ＴＶＯ（ｔ））、吸気コレクタ１２内の圧力を検出するコレクタ内圧力センサ２５からのコレクタ内圧力センサ信号、内燃機関１の冷却水温度を検出する水温センサ２６からの水温センサ信号（Ｔｗ（ｔ））、機関回転速度を検出するクランク角センサ２７からのクランク角センサ信号（Ｎｅ（ｔ））、ノッキングの有無を検出するノックセンサ２８からのノックセンサ信号、負荷（運転者の要求負荷）に相当するアクセルペダルの踏み込み量を検出するアクセル開度センサ２９からのアクセル開度信号（ＡＰＯ（ｔ））、可変圧縮比機構８を駆動する電動機３１の回転角を検出する電動機回転角センサ３２からの電動機回転角センサ信号、電動機３１の温度を検出する電動機温度センサ３３からの電動機温度センサ信号（Ｔｍｏ（ｔ））、電動機３１の電源電圧を検出する電源電圧センサ３４からの電源電圧センサ信号（ＶＢ（ｔ））の等の各種信号が入力されている。なお、電動機回転角センサ３２で検出され電動機３１の回転角により、可変圧縮比機構９による現在の機関圧縮比である実圧縮比εｒ（ｔ）が判明する。

　そして、ＥＣＵ２２は、これらの入力信号に基づいて、燃料噴射弁１４、燃焼室１０内の混合気を点火する点火プラグ３５、スロットル弁１３、可変圧縮比機構９等へ制御信号を出力して、燃料噴射量、燃料噴射時期、点火時期、スロットル開度、機関圧縮比等を統括的に制御する。

　可変圧縮比機構９は、図２及び図３に示すように、ピストン８とクランクシャフト１７のクランクピン４０とを複数のリンクで連係した複リンク式ピストン－クランク機構を利用したものであって、クランクピン４０に回転可能に装着されたロアリンク４１と、このロアリンク４１とピストン８とを連結するアッパリンク４２と、偏心軸部４４が設けられたコントロールシャフト４３と、偏心軸部４４とロアリンク４１とを連結するコントロールリンク４５と、を有している。アッパリンク４２は、一端がピストンピン４６に回転可能に取り付けられ、他端が第１連結ピン４７によりロアリンク４１と回転可能に連結されている。コントロールリンク４５は、一端が第２連結ピン４８によりロアリンク４１と回転可能に連結されており、他端が偏心軸部４４に回転可能に取り付けられている。

　コントロールシャフト４３は、クランクシャフト１７と平行に配置され、かつシリンダブロック６に回転可能に支持されている。そして、このコントロールシャフト４３は、歯車機構４９を介して電動機３１によって回転駆動され、その回転位置が制御されている。

　電動機３１によりコントロールシャフト４３の回転位置を変更することにより、図３にも示すように、コントロールリンク４５によるロアリンク４１の姿勢が変化し、ピストン８のピストンモーション（ストローク特性）、すなわちピストン８の上死点位置及び下死点位置の変化を伴って、機関圧縮比が連続的に変更・制御される。

　このような複リンク式ピストン－クランク機構を利用した可変圧縮比機構９によれば、機関運転状態に応じて機関圧縮比を適正化することで燃費や出力向上を図れることに加え、ピストンとクランクピンとを一本のリンクで連結した単リンク機構に比して、ピストンストローク特性（図４参照）そのものを例えば単振動に近い特性に適正化することができる。また、単リンク機構に比して、クランクスローに対するピストンストロークを長くとることができ、機関全高の短縮化や高圧縮比化を図ることができる。更に、アッパリンク４２の傾きを適正化することで、ピストン８やシリンダ７に作用するスラスト荷重を低減・適正化し、ピストン８やシリンダ７の軽量化を図ることができる。

　また、この可変圧縮比機構９は、高圧縮比側から低圧縮比側への変更が遅れると過渡的にノッキング等を生じる虞があるために、図５に示すように、高圧縮比側での圧縮比変更速度が低圧縮比側での圧縮比変更速度よりも大きくなるように構成されている。具体的には、高圧縮比位置の設定では、低圧縮比位置の設定に比して、コントロールリンク４５のリンク中心線と、コントロールシャフト４３の回転中心と偏心軸部４４の中心とを結ぶ偏心線と、のなす角度が直角に近くなり、モーメントの腕長さが大きくなって、電動機３１による駆動モーメントが大きくなり、ひいては変更速度が大きくなるように構成されている。

　そして、このような本実施例の内燃機関１においては、可変圧縮比機構９の応答遅れ分の時間に相当する所定時間Ｔａｃｔ後にシリンダ７内に吸引される吸気量を予測し、この予測した吸気量から現在よりも所定時間Ｔａｃｔ後の目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出し、所定時間Ｔａｃｔ後の実際の圧縮比εｒ（ｔ＋Ｔａｃｔ）が所定時間Ｔａｃｔ後の目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）に一致するように、可変圧縮比機構９を駆動する電動機３１を制御する。

　図６は、過渡時における充填効率と圧縮比の変化を示したタイミングチャートである。時刻ｔ０において、運転者によりアクセルペダルが踏み込まれると、吸気量が増加し、特性線Ｌ１で示すように充填効率（ＩＴＡＣ）が増加する。また、運転者によりアクセルペダルが踏み込まれ、運転状態が低負荷状態から高負荷状態に変化するため、充填効率（ＩＴＡＣ）の変化に伴い、特性線Ｌ２で示すように目標圧縮比が変化する。この目標圧縮比（特性線Ｌ２）は、ノッキング、プレイグニッション、失火等の異常燃焼の発生を防止できるような値となるように設定される。

　このような目標圧縮比（特性線Ｌ２）を、可変圧縮比機構９への制御指令値（電動機３１への制御指令値）とすると、可変圧縮比機構９の応答遅れにより破線で示す特性線Ｌ３のように、過渡時における圧縮比が目標圧縮比（特性線Ｌ２）に精度よく追従せず、ノッキング等が発生する虞がある。

　そこで、本実施例の内燃機関１においては、まず可変圧縮比機構９の応答遅れ分の時間に相当する所定時間Ｔａｃｔ後にシリンダ７内に吸入される吸気量を予測する。図６中の特性線Ｌ４が、現時点よりも所定時間Ｔａｃｔ後にシリンダ７に吸入される吸気量を表している。そして、現時点よりも所定時間Ｔａｃｔ後にシリンダ７内に吸入される吸気量から、現時点よりも所定時間Ｔａｃｔ後の目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出し、所定時間Ｔａｃｔ後の実際の圧縮比εｒ（ｔ＋Ｔａｃｔ）が、所定時間（Ｔａｃｔ）後の目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）と一致するように、可変圧縮比機構９を駆動する電動機３１への制御指令値（ｔ）を算出する。図６中の特性線Ｌ５が、圧縮比換算での電動機３１への制御指令値（ｔ）に相当する。

　特性線Ｌ５に示すような制御指令値（ｔ）で電動機３１を制御すると、実際の圧縮比が図６中に特性線Ｌ６で示すように変化する。そのため、過渡時に圧縮比の応答遅れがあり、過渡時における吸気量の応答性が圧縮比の応答性よりも良いような場合であっても、実際の圧縮比（特性線Ｌ６）が目標圧縮比（特性線Ｌ２）を上回ることがなく、実際の圧縮比（特性線Ｌ６）を目標圧縮比（特性線Ｌ２）に精度良く追従させることができる。また、圧縮比の制御精度が向上するので、過渡時におけるノッキング等の発生を防止することができる。

　図７は、本発明に係る可変圧縮比機構９の制御の流れの概略を示したブロック図である。

　Ｓ１は、充填効率算出手段（詳細は後述）であり、吸気圧センサ１８で検出された吸気圧Ｂｏｏｓｔ（ｔ）と、アクセル開度センサ２９で検出されたアクセル開度ＡＰＯ（ｔ）と、吸気温度センサ１９で検出された吸気温度Ｔｍ（ｔ）と、クランク角センサ２７で検出された機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、に基づいて現在の充填効率ＩＴＡＣ（ｔ）及びシリンダ７内に吸入される吸気量Ｑｃ（ｔ）を算出する。

　Ｓ２は、目標圧縮比算出手段（詳細は後述）であり、Ｓ１で算出された充填効率ＩＴＡＣ（ｔ）と、クランク角センサ２７で検出された機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、に基づいて目標圧縮比ε（ｔ）を算出する。目標圧縮比ε（ｔ）は、例えば、図８に示すような目標圧縮比算出マップを用い、高負荷高回転になるほど低くなるように設定される。

　Ｓ３は、所定時間算出手段（詳細は後述）であり、電動機温度センサ３３で検出された電動機温度Ｔｍｏ（ｔ）と、電源電圧センサ３４で検出された電源電圧ＶＢ（ｔ）と、に基づいて、所定時間Ｔａｃｔを算出する。この所定時間Ｔａｃｔは、可変圧縮比機構９の応答遅れに相当する時間であり、例えば２００ｍｓｅｃ程度の長さである。なお、この所定時間Ｔａｃｔは、可変圧縮比機構９の応答遅れよりも長くなるような時間として設定してもよい。

　Ｓ４は、充填効率予測手段（詳細は後述）であり、吸気圧Ｂｏｏｓｔ（ｔ）と、アクセル開度ＡＰＯ（ｔ）と、吸気温度Ｔｍ（ｔ）と、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、スロットル開度ＴＶＯ（ｔ）と、Ｓ１で算出された吸気量Ｑｃ（ｔ）と、Ｓ３で算出された所定時間Ｔａｃｔと、に基づいて、現在よりも所定時間Ｔａｃｔ後の充填効率である予測充填効率ＩＴＡＣ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出する。

　Ｓ５は、目標圧縮比予測手段（詳細は後述）であり、Ｓ４で算出された予測充填効率ＩＴＡＣ（ｔ＋Ｔａｃｔ）と、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、に基づいて所定時間Ｔａｃｔ後の予測目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出する。予測目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）は、例えば、図８に示すような目標圧縮比算出マップを用い、高負荷高回転になるほど低くなるように設定される。

　Ｓ６は、制御指令値算出手段（詳細は後述）であり、Ｓ２で算出された目標圧縮比ε（ｔ）と、Ｓ３で算出された所定時間Ｔａｃｔと、Ｓ５で算出された予測目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）と、電動機回転角センサ３２で検出された現在の実圧縮比εｒ（ｔ）と、に基づいて、可変圧縮比機構９を駆動する電動機３１への制御指令値（ｔ）を算出する。なお、この制御指令値（ｔ）が、上述した図６における特性線Ｌ５に相当する。

　図９を用いて、上述した充填効率算出手段（図７のＳ１）について詳述する。

　Ｓ１１は吸気状態推定手段であり、吸気圧Ｂｏｏｓｔ（ｔ）と、アクセル開度ＡＰＯ（ｔ）と、吸気温度Ｔｍ（ｔ）と、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、に基づいて、吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）と、体積効率推定値ＩＴＡＶ（ｔ）を算出する。Ｓ１２は吸気量算出手段であり、吸気温度Ｔｍ（ｔ）と、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、Ｓ１１で算出された吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）及び体積効率推定値ＩＴＡＶ（ｔ）と、に基づいてシリンダ７内に吸入される吸気量Ｑｃ（ｔ）を算出する。ここで、吸気量Ｑｃ（ｔ）は、シリンダ７の容積をＶｃ（固定値）、気体定数をＲ、機関回転数Ｎｅ（ｔ）の単位を［ｒｍｐ］から［ｒａｄ／ｓ］に単位変換したものをω、とすると、次式（１）を用いて算出される。

　Ｓ１３は充填効率変換手段であり、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、Ｓ１２で算出された吸気量Ｑｃ（ｔ）に基づいて、充填効率ＩＴＡＣ（ｔ）を算出する。

　図１０を用いて、上述した所定時間算出手段（図７のＳ３）について詳述する。

　可変圧縮比機構９を駆動する電動機３１の応答性は、電動機３１の温度状態や、電動機３１の電源電圧の影響を受ける。そこで、可変圧縮比機構９の応答時間に相当する所定時間Ｔａｃｔを、予め設定されたノミナル値(固定値）を電動機３１の温度や電動機３１の電源電圧に応じて補正することで算出する。ここで、上記ノミナル値は、運転者がアクセルペダルを踏み込んで圧縮比が変化する際の圧縮比変化時間であり、本実施例では、所定状態で可変圧縮比機構９により圧縮比を「１４」から「１２」に変化させる際に要する時間に設定されている。

　Ｓ３１は温度補正値算出手段であって、電動機温度Ｔｍｏ（ｔ）に応じた温度補正値を予め設定されたマップを用いて算出する。

　温度補正値は、例えは、電動機温度Ｔｍｏ（ｔ）が予め設定された所定の基準温度のときに「０」となり（補正なし）、電動機温度Ｔｍｏ（ｔ）が上記基準温度よりも高いと正の値となり、上記基準温度よりも低いと負の値となっている。そして電動機温度Ｔｍｏ（ｔ）が上記基準温度よりも高くなるほど所定時間Ｔａｃｔが長くなるような温度補正値が算出され、電動機温度Ｔｍｏ（ｔ）が上記基準温度よりも低くなるほど所定時間Ｔａｃｔが短くなるような温度補正値が算出される。なお、温度補正値を算出するにあたって、電動機温度Ｔｍｏ（ｔ）に代えて、内燃機関１の冷却水温度Ｔｗ（ｔ）用いることも可能である。

　Ｓ３２は電圧補正値算出手段であって、電源電圧ＶＢ（ｔ）に応じた電圧補正値を予め設定されたマップを用いて算出する。

　電圧補正値は、例えは、電源電圧ＶＢ（ｔ）が予め設定された所定の基準電圧のときに「０」となり（補正なし）、電源電圧ＶＢ（ｔ）が上記基準電圧よりも高いと負の値となり、上記基準電圧よりも低いと正の値となっている。そして電源電圧ＶＢ（ｔ）が上記基準電圧よりも高くなるほど所定時間Ｔａｃｔが短くなるような電圧補正値が算出され、電源電圧ＶＢ（ｔ）が上記基準電圧よりも低くなるほど所定時間Ｔａｃｔが長くなるような電圧補正値が算出される。

　そして、Ｓ３３では、固定値である上記ノミナル値を、Ｓ３１で算出された温度補正値とＳ３２で算出された電圧補正値とで補正して、所定時間Ｔａｃｔを算出する。

　図１１を用いて、上述した充填効率予測手段（図７のＳ４）について詳述する。

　Ｓ４１は吸気状態推定手段であり、吸気圧Ｂｏｏｓｔ（ｔ）と、アクセル開度ＡＰＯ（ｔ）と、吸気温度Ｔｍ（ｔ）と、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、に基づいて、吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）と、体積効率推定値ＩＴＡＶ（ｔ）と、吸気系の抵抗である抵抗値Ｃｖ（ｔ）を算出する。ここで、Ｓ４１では、一般的な吸気系の物理モデルを利用して、吸気圧Ｂｏｏｓｔ（ｔ）と吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）とが等しくなるように、吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）と体積効率推定値ＩＴＡＶ（ｔ）と抵抗値Ｃｖ（ｔ）とを算出する。なお、Ｓ４１からは吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）に代えて、吸気圧Ｂｏｏｓｔ（ｔ）をＳ４２へ出力してもよい。

　Ｓ４２は予測吸気量算出手段であり、スロットル開度ＴＶＯ（ｔ）と、吸気温度Ｔｍ（ｔ）と、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、Ｓ１で算出された吸気量Ｑｃ（ｔ）と、Ｓ３で算出された所定時間Ｔａｃｔと、Ｓ４１で算出された吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）と体積効率推定値ＩＴＡＶ（ｔ）と抵抗値Ｃｖ（ｔ）と、を用い、一般的な物理モデルを利用して、現在よりも所定時間Ｔａｃｔ後にシリンダ７に吸入される予測吸気量Ｑｃ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出する。

　Ｓ４３は、予測充填効率変換手段であり、機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、Ｓ４２で算出された予測吸気量Ｑｃ（ｔ＋Ｔａｃｔ）に基づいて、現在よりも所定時間Ｔａｃｔ後の充填効率である予測充填効率ＩＴＡＣ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出する。

　ここで図１２を用いて、上述した予測吸気量算出手段（図１１のＳ４２）について詳述する。

　Ｓ１０１では、吸気量Ｑｃ（ｔ）と、スロットル開度ＴＶＯ（ｔ）と、所定時間Ｔａｃｔと、吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ）と、体積効率推定値ＩＴＡＶ（ｔ）と、抵抗値Ｃｖ（ｔ）と、吸気温度Ｔｍ（ｔ）と、機関回転数（Ｎｅ（ｔ）と、を読み込む。

　Ｓ１０２では、吸入負圧推定値の初期値Ｐｍ（０）をＰｍ（ｔ）とする。Ｓ１０３では体積効率推定値の初期値ＩＴＡＶ（０）をＩＴＡＶ（ｔ）とする。Ｓ１０４では抵抗値の初期値Ｃｖ（０）をＣｖ（ｔ）とする。Ｓ１０５では、時間ｉの初期値を「０」とする。

　Ｓ１０６では、時間ｉが所定時間Ｔａｃｔとなったか否かを判定し、時間ｉが所定時間ＴａｃｔとなっていなければＳ１０７へ進み、時間ｉが所定時間ＴａｃｔとなっていればＳ１１０へ進む。Ｓ１０７では固定値である時間ΔＴをカウントしてＳ１０８へ進む。

　Ｓ１０８では、ΔＰｍを算出する。ΔＰｍは、吸気コレクタ１２の容積をＶｍ、気体定数をＲ、スロットル通過吸気量をＱｔとすると、次式（２）を用いて算出される。

　ここで、上記式（２）におけるスロットル通過吸気量Ｑｔは、大気圧をＰ０、スロットル開度ＴＶＯ（ｔ）から算出されるスロットル開口面積をＡ（ｔ）とすると、次式（３）を用いて算出される。

　また、上記式（３）におけるθ（ｔ）は、比熱比をｋ、適合値をＣｏｎｓｔとすると次式（４）、（５）ようになる。

　Ｓ１０９では、時間ｉが経過したときの吸入負圧推定値Ｐｍ（ｉ）を前回値Ｐｍ（ｉ－１）に今回Ｓ１０８で算出したΔＰｍに加えたものとしてＳ１０６へ進む。

　Ｓ１１０では、現在よりも所定時間Ｔａｃｔ後の吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を、Ｓ１０９で算出された最新の吸入負圧推定値Ｐｍ（ｉ）とし、Ｓ１１１へ進む。

　Ｓ１１１では、Ｓ１１０で算出された吸入負圧推定値Ｐｍ（ｔ＋Ｔａｃｔ）から、現在よりも所定時間Ｔａｃｔ後の予測吸気量Ｑｃ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出する。

　図１３を用いて、上述した制御指令値算出手段（図７のＳ６）について詳述する。

　Ｓ６１では、電動機応答予測手段であり、電動機回転角センサ３２で検出された現在の実圧縮比εｒ（ｔ）と、Ｓ２で算出された目標圧縮比ε（ｔ）と、を用い、一般的な物理モデルを利用して、現在よりも所定時間Ｔａｃｔ後の実圧縮比εｒ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出する。

　Ｓ６２では、Ｓ５で算出された予測目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）からＳ６１で算出された実圧縮比εｒ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を減じてＳ６４へ出力する。

　Ｓ６３では、Ｓ３で算出された所定時間Ｔａｃｔを用いて過渡時における圧縮比変化量Δεを算出する。例えば、可変圧縮比機構９が圧縮比１４～８の間で圧縮比を可変するものであれば、実圧縮比が「１４」の状態で、目標とする圧縮比が「８」にステップ的に切り替わった時に所定時間（Ｔａｃｔ）後に圧縮比がどの程度変化するからを計算することで、圧縮比変化量Δεが算出可能となる。

　具体的には、図１４に示すような圧縮比応答線図を用いることで圧縮比変化量Δεが算出される。図１４は、可変圧縮比機構９において、圧縮比が「１４」の状態で目標とする圧縮比が「８」にステップ的に切り替わった際の圧縮比の変化を示している。圧縮比の目標値が「８」にステップ的に切り替わってから所定時間（Ｔａｃｔ）後の圧縮比は、「Ｓ（Ｔａｃｔ）」であり、「１４」からこの「Ｓ（Ｔａｃｔ）」を減じることで、基準となる可変圧縮比機構の動作量である圧縮比変化量Δεが算出される（Δε＝最大圧縮比－Ｓ（Ｔａｃｔ））。

　Ｓ６４では、Ｓ６２からの出力をＳ６３で算出された圧縮比変化量Δεで除してＳ６５へ出力する。

　Ｓ６５では、Ｓ２で算出された目標圧縮比ε（ｔ）にＳ６４からの出力を加算し、可変圧縮比機構９を駆動する電動機３１への制御指令値（ｔ）として出力する。

　すなわち、制御指令値算出手段は、現在の目標圧縮比ε（ｔ）で可変圧縮比機構９を制御した場合の所定時間Ｔａｃｔ後の実圧縮比εｒ（ｔ＋Ｔａｃｔ）と、所定時間Ｔａｃｔ後の予測目標圧縮比ε（ｔ＋Ｔａｃｔ）との差分に応じて、電動機３１への制御指令値（ｔ）を算出する。

　なお、吸気弁側動弁機構４に、吸気弁２の開閉時期を変更可能な可変動弁機構を採用することも可能である。この場合には、予測充填効率ＩＴＡＣ（ｔ＋Ｔａｃｔ）を算出する際に、吸気弁２の開弁時期及び閉弁時期の情報も必要となるので、上述した充填効率予測手段（図７のＳ４）に吸気弁２の開弁時期及び閉弁時期が入力されることになる。

　また、上述した実施例では、予測吸気量Ｑｃ（ｔ＋Ｔａｃｔ）や吸気量Ｑｃ（ｔ）を算出する際に、スロットル開度ＴＶＯ（ｔ）を用いているが、スロットル開度ＴＶＯ（ｔ）に代えてコレクタ内圧力センサ２５で検出される検出値を用いて予測吸気量Ｑｃ（ｔ＋Ｔａｃｔ）や吸気量Ｑｃ（ｔ）を算出することも可能である。この場合には、吸入負圧がセンサを用いて直接検出されることになるので、予測吸気量Ｑｃ（ｔ＋Ｔａｃｔ）や吸気量Ｑｃ（ｔ）を精度よく算出することができる。そのため、電動機３１への制御指令値（ｔ）を精度よく算出でき、実際の圧縮比を目標圧縮比に対してより一層精度良く追従させることができる。

Claims

　内燃機関の圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、
　上記内燃機関の機関負荷に基づき現在から所定時間経過後の吸気量を算出する予測吸気量算出手段と、
　上記予測吸気量算出手段で算出される予測吸気量に基づき現在から所定時間経過後の目標圧縮比を算出する目標圧縮比算出手段と、
　実際の圧縮比が上記目標圧縮比となるような上記可変圧縮比機構の制御指令値を算出する制御指令値算出手段と、を有する内燃機関の制御装置。
　上記機関負荷は、アクセル開度に基づいて算出される請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
　上記所定時間は、上記可変圧縮比機構の応答遅れ以上の時間である請求項１または２に記載の内燃機関の制御装置。
　上記予測吸気量は、現在のアクセル開度または現在の吸入負圧の少なくとも一方を用いて算出される請求項１～３のいずれかに記載の内燃機関。
　上記目標圧縮比は、上記予測吸気量において異常燃焼を回避可能な圧縮比に設定されている請求項１～４のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
　内燃機関の圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構を備え、
　上記内燃機関の機関負荷に基づき現在から所定時間経過後の予測吸気量を算出し、
　予測吸気量に基づき現在から所定時間経過後の目標圧縮比を算出し、
　実際の圧縮比が上記目標圧縮比となるような上記可変圧縮比機構の制御指令値を算出し、
　上記制御指令値を用いて上記可変圧縮比機構を制御する内燃機関の制御方法。