(57)【要約】    【課題】可変動弁機構で吸入空気量を制御する機関において、シリンダ吸入空気量を高精度に推定して過渡運転性能などを向上する。    【解決手段】  可変動弁機構によって可変される吸気弁のバルブ特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合の吸入空気量ＱDと、吸気行程開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁上流の吸気圧で満たした場合の吸入空気量ＱMAXと、吸気弁のバルブ特性に応じた実際の吸入空気量ＱCYLと、を用いて、ＱD／ＱMAXとＱCYL／ＱMAXとを相互に一義的に決定される関数のマップを設定し、該マップを用いてシリンダ吸入空気量ＱCYLを推定する。【選択図】  図４
2006105101.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
吸気弁のバルブ特性を可変な可変動弁機構を備えた内燃機関の制御装置において、
吸気弁のバルブ特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合の吸入空気量ＱDと、吸気行程開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁上流の吸気圧で満たした場合の吸入空気量ＱMAXと、吸気弁のバルブ特性に応じた実際の吸入空気量ＱCYLと、を用いて、ＱD／ＱMAXとＱCYL／ＱMAXとを相互に一義的に決定される関数として設定し、機関制御に前記関数を用いることを特徴とする内燃機関の制御装置。
【請求項２】
前記吸入空気量ＱMAXは、吸気行程終了時期としてシリンダ内で断熱圧縮が開始される実効吸気弁閉時期におけるシリンダ容積を用いて算出されることを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項３】
前記実効吸気弁閉時期は、機関回転速度と吸気弁のバルブリフト量とに基づいて、吸気弁閉時期からのオフセット補正量を算出し、該オフセット補正量によって吸気弁閉時期を補正して算出されることを特徴とする請求項２に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項４】
前記関数をマップに設定し、機関運転状態に応じて算出した吸入空気量ＱDおよび吸入空気量ＱMAXから、ＱD／ＱMAXをパラメータとして前記マップを参照してＱCYL／ＱMAXを算出し、該ＱCYL／ＱMAXにＱMAXを乗じて実際の吸入空気量CYLを推定することを特徴とする請求項１〜請求項３のいずれか１つに記載の内燃機関の制御装置。
【請求項５】
前記関数を用いて求めた吸入空気量ＱCYLを、吸気脈動に応じて補正して最終的な吸入空気量ＱCYLを推定することを特徴とする請求項１〜請求項４のいずれか１つに記載の内燃機関の制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関の制御装置において、吸入空気量の推定などを行うための技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、一般的な内燃機関（ガソリンエンジン）では、スロットル弁によって吸入空気量を制御しており、特に目標トルクとなるように吸入空気量を制御するもので、スロットル弁を通過する吸入空気量を推定し、該推定した吸入空気量を、目標トルク設定のため、負荷の指標として用いるようにしたものがある（特許文献１参照）。
【特許文献１】特開２００２−２５６９３８号
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００３】
一方、スロットル弁による絞り損失を無くし、燃費向上を図るため、吸気弁の作動特性（バルブタイミング、リフト量）を可変制御することによって、吸入空気量を制御するものがある。このものにおいても、目標トルクとなるような吸入空気量に制御する場合など、スロットル弁制御と同様に吸気弁を通過するシリンダ吸入空気量を推定し、目標トルク設定のため、負荷の指標として用いたい要求がある。
【０００４】
しかしながら、吸気弁による吸入空気量制御の場合、シリンダ吸入空気量は、バルブタイミングやリフト量によって大きく変化するため、推定に必要なパラメータの増大に応じてマップを多用（次元数の増大を含む）する構成とした場合には、ＲＯＭ容量や適合工数が莫大に増大して実現困難である。
本発明は、このような課題に着目してなされたもので、吸気弁による吸入空気量制御を行うものでもシリンダ吸入空気量を、マップを多用することなく、ＲＯＭ容量や適合工数を押さえつつ、最小限の演算で推定できるようにすることなどを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
このため本発明は、吸気弁のバルブ特性を可変な可変動弁機構を備えた内燃機関の制御装置において、吸気弁のバルブ特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合の吸入空気量ＱDと、吸気行程開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁上流の吸気圧で満たした場合の吸入空気量ＱMAXと、吸気弁のバルブ特性に応じた実際の吸入空気量ＱCYLと、を用いて、ＱD／ＱMAXとＱCYL／ＱMAXとを相互に一義的に決定される関数として設定し、機関制御に前記関数を用いる構成とした。
【発明の効果】
【０００６】
本発明者は、上記のように定義される吸入空気量ＱD、吸入空気量ＱMAXを用いると、両者の比ＱD／ＱMAXに対し、実際の吸入空気量ＱCYLと吸入空気量ＱMAXとの比ＱCYL／ＱMAXが一義的に決定されることを見出した。
これにより、過渡的な運転条件においてバルブタイミング等が変化した場合でも、ＱD／ＱMAXとＱCYL／ＱMAXとの関数を用いて、シリンダ吸入空気量を高精度に推定しつつ応答良く最適な燃料噴射制御を行えるなど、運転性、排気性能を向上させることができる。また、ＱD／ＱMAXに対してＱCYL／ＱMAXを２次元マップを用いて一義的に求めることができるので、パラメータが増えても、マップを多用することなく、ＲＯＭ容量や適合工数を押さえつつ、最小限の演算でシリンダ吸入空気量を推定できる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００７】
以下、本発明の実施形態を、図面を参照して詳細に説明する。
図１は、本発明の一実施形態に係る内燃機関（エンジン）の可変動弁機構を示している。各気筒には一対の吸気弁２が設けられ、これら吸気弁２の上方には中空状の吸気駆動軸３が気筒列方向に延在している。吸気駆動軸３には、吸気弁２のバルブリフタ２ａに当接して吸気弁２を開閉駆動する揺動カム４が相対回転可能に外嵌している。
【０００８】
吸気駆動軸３と揺動カム４との間には、吸気弁２の作動角である吸気作動角及びバルブリフト量を連続的に変更する電動式の作動角変更機構１０が設けられている。吸気駆動軸３の一端部には、図外のクランクシャフトに対する吸気駆動軸３の位相を変化させることにより、上記吸気作動角の中心位相である吸気中心位相を連続的に変更する電動式の位相変更機構２０が配設されている。
【０００９】
作動角変更機構１０は、図１及び図２に示すように、吸気駆動軸３に偏心して固定的に設けられる円形の駆動カム１１と、この駆動カム１１に相対回転可能に外嵌するリング状リンク１２と、吸気駆動軸３と略平行に気筒列方向へ延びる制御軸１３と、この制御軸１３に偏心して固定的に設けられた円形の制御カム１４と、この制御カム１４に相対回転可能に外嵌するとともに、一端がリング状リンク１２の先端に連結されたロッカアーム１５と、このロッカアーム１５の他端と揺動カム４とに連結されたロッド状リンク１６と、を有している。制御軸１３は、電動アクチュエータ１７によりギヤ列１８を介して所定の制御範囲内で回転駆動される。
【００１０】
上記の構成により、クランクシャフトに連動して吸気駆動軸３が回転すると、駆動カム１１を介してリング状リンク１２がほぼ並進移動するとともに、ロッカアーム１５が制御カム１４の軸心周りに揺動し、ロッド状リンク１６を介して揺動カム４が揺動して吸気弁２が開閉駆動される。
また、制御軸１３の回転角度を変化させることにより、ロッカアーム１５の揺動中心となる制御カム１４の軸心位置が変化して揺動カム４の姿勢が変化する。これにより、吸気中心位相が略一定のままで、吸気作動角及びバルブリフト量が連続的に変化する。
【００１１】
このような作動角変更機構１０は、駆動カム１１の軸受部分や制御カム１４の軸受部分等の各部材の連結部分が面接触となっているため、潤滑が行い易く、耐久性，信頼性に優れている。また、吸気弁２を駆動する揺動カム４が吸気駆動軸３と同軸上に配置されているため、例えば揺動カムを吸気駆動軸３とは異なる別の支軸で支持するような構成に比して、制御精度に優れているとともに、装置自体がコンパクトなものとなり、機関搭載性に優れいている。特に直動式の動弁系には、大きなレイアウトの変更を加えることなく適用することができる。更に、リターンスプリング等の付勢手段を敢えて必要としないために、動弁系のフリクションも低く抑制される。
【００１２】
図３は、電動式の位相変更機構２０を示している。この位相変更機構２０は、クランクシャフトと同期して回転するカムスプロケット２５に固定され、このカムスプロケット２５と一体的に回転する第１回転体２１と、ボルト２２ａにより吸気駆動軸３の一端に固定され、この吸気駆動軸３と一体的に回転する第２回転体２２と、ヘリカルスプライン２６により第１回転体２１の内周面と第２回転体２２の外周面とに噛合する筒状の中間ギア２３と、を有している。
【００１３】
この中間ギア２３には３条ネジ２８を介してドラム２７が連結されており、このドラム２７と中間ギア２３との間にねじりスプリング２９が介装されている。中間ギア２３は、ねじりスプリング２９によって遅角方向（図３の左方向）へ付勢されており、電磁リターダ２４に電圧を印加して磁力を発生すると、ドラム２７及び３条ネジ２８を介して進角方向（図３の右方向）へ動かされる。この中間ギア２３の軸方向位置に応じて、回転体２１，２２の相対位相が変化して、クランクシャフトに対する吸気駆動軸３の位相が変化する。
【００１４】
上記の電磁リターダ２４は、下記するＥＣＵ３０からの制御信号により機関運転状態に応じて駆動制御される。
エンジンコントロールユニットとしてのＥＣＵ３０は、角度検出センサ３１，３２から検出される吸気駆動軸３及び制御軸１３の角度の他、各種センサ等から検出又は推定されるクランク角度，機関回転速度，負荷，機関温度等の機関運転条件に基づいて、燃料噴射制御や点火時期制御などの一般的なエンジン制御を行い、さらに、後述するように吸気弁２の吸気作動角（バルブリフト量）及び吸気中心位相（バルブタイミング）を変更・制御する。
【００１５】
また、ＥＣＵ３０は、後述する吸入空気量推定などのため、吸気弁上流の吸気マニホールド部の吸気圧を検出する吸気圧センサ３４、同じく吸気マニホールド部の吸気温度を検出する吸気温度センサ３５、排気圧を検出する排気圧センサ３６、排気マニホールド部の排気温度を検出する排気温度センサ３７などを備えている。
次に、上記ＥＣＵ３０においてなされる吸入空気量制御に関連したシリンダ吸入空気量の推定について説明する。
【００１６】
図４は、シリンダ吸入空気量ＱCYLを推定する制御のメインブロック図を示す。
ＱD演算部は、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣ、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCA、上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳ、吸気圧（マニホールド部圧力の平均値）ＰMAN、吸気温度（マニホールド部温度の平均値）ＴMAN、エンジン回転速度ＮEを入力して、以下のように、吸気弁のバルブ特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合の吸入空気量ＱDを演算する。
【００１７】
具体的には吸入空気量ＱDを下記(1)式により算出する。
【００１８】
【数１】
2006105101.tif 000003
【００１９】
ＡIVは、所定クランク角Δθ毎に検出される吸気弁開口面積であり、ΣＡIVは、その積分値である。Ｒａは空気のガス定数、κは、空気の比熱比である。Δｔは、前記所定クランク角Δθを時間換算した値であり、Δｔ＝Δθ／（６／Ｎｅ）の演算式で算出される。
(1)式において、吸気圧ＰMANに対するシリンダ内圧ＰCYLの比（ＰCYL／ＰMAN）が、臨界圧力比（ＰC／ＰMAN）以下に低下して、吸気弁の前後圧力比が臨界圧力比（ＰC／ＰMAN）一定に維持され、吸気弁を通過する吸気流速が音速一定となるソニック流状態となる。したがって、(1)式右辺の第３項（√部分）の値は、空気の臨界圧力比[ＰC／ＰMAN＝｛２／（κ＋１）｝κ/(κ-1)]一定であるので、固定値（定数）ｑSONICとなる。
【００２０】
即ち、(1)式は、次式(2)に置き換えられる
【００２１】
【数２】
2006105101.tif 000004
【００２２】
図５は、ＱD演算部の各演算行程のブロック図を示す。
開口面積積算部は、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣを入力してバルブリフト量を含めた吸気弁のバルブ特性を決定すると共に、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCAと上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳとにより、実際に断熱変化による吸気行程が開始される実効上死点（以下、実効ＴＤＣ）を算出し、該実効ＴＤＣから吸気弁閉時期ＩＶＣまでの吸気弁開期間中の単位クランク角（Δθ）毎の吸気弁開口面積ＡIVをバルブ特性から算出し、各算出値を積算して開口面積積算値ΣＡIVを算出する。前記実効ＴＤＣの算出方法については、後述する。
【００２３】
一方、吸気温度ＴMANと空気のガス定数Ｒａとを乗じた後、その平方根［（ＴMAN・Ｒａ）1/2］を、マップを参照して算出し、吸気圧ＰMANを前記平方根［（ＴMAN・Ｒａ）1/2］値で除算する。これにより、ＰMAN／（ＴMAN・Ｒａ）1/2の項が算出される。
また、前記所定クランク角Δθを、エンジン回転速度Ｎｅと６との積（６・Ｎｅ）で除算した値［Δθ（６・Ｎｅ）］を、積分間隔時間Δｔとして算出する。
【００２４】
そして、以上のようにして算出された吸気弁の開口面積積分値ΣＡIV、ＰMAN／（ＴMAN・Ｒａ）1/2、定数ｑSONIC、積分間隔時間Δｔを順次乗算することにより、(2)式に応じたシリンダ吸入空気量ＱDが算出される。
図４に戻って、ＱMAX演算部は、ＱD演算部と同じく吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣ、ＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳ、上死点オフセット量ＴＤＣＯＦＳ、吸気圧ＰMAN、吸気温度ＴMAN、エンジン回転速度Ｎｅを入力して、以下のように、吸入空気量ＱMAXを演算する。
【００２５】
図６は、ＱMAX演算部の各演算行程のブロック図を示す。
吸入空気量ＱMAXは、吸気行程開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁上流の吸気圧で満たした場合の吸入空気量であり、吸気弁のバルブタイミング特性で、最大限吸入しうる空気量である。静的には、吸気弁閉時期ＩＶＣでのシリンダ容積から上死点ＴＤＣでのシリンダ容積を差し引いた値が行程容積であるが、実際には、吸気行程開始時期および終了時期は、それぞれ上死点ＴＤＣ、吸気弁閉時期ＩＶＣに対してずれを生じる。
【００２６】
図７は、吸気行程時のバルブ特性、筒内圧力、吸気弁通過空気流量の変化の様子を示す。なお、吸気弁閉時期ＩＶＣは下死点後に制御される場合を示す。
図示のように、吸気弁閉時期ＩＶＣより前に、シリンダ内圧が吸気圧に達して断熱圧縮変化が開始、つまり吸気行程が終了する。この吸気弁閉時期ＩＶＣに対して実際の吸気行程が終了する時期の進み量は、エンジン回転速度Ｎｅが高いときほど、また、バルブリフト量が小さいときほど慣性の影響が大きくなって増大する。
【００２７】
そこで、図６において、まず、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣにより決定される吸気弁のバルブ特性から、バルブリフト量（最大リフト量）Ｉｖを算出する。
次いで、前記進み量をＩＶＣオフセット量として、エンジン回転速度Ｎｅとバルブリフト量をパラメータとするマップを設定し、該マップを参照してＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳを求め、吸気弁閉時期ＩＶＣからＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳを差し引いたクランク角位置を、吸気行程が終了する実効ＩＶＣとして算出する。
【００２８】
一方、シリンダ内圧が吸気圧と一致して断熱膨張変化による吸気行程が開始する時期の吸気上死点ＴＤＣからのずれは、バルブオーバラップによる排気の吹き返しに起因する。すなわち、図７に示すように、バルブオーバラップ状態で吸気弁が開いてからシリンダ内圧は排気圧から徐々に低下して吸気上死点ＴＤＣより遅れて吸気圧ＰMANと等しくなり、この時点から断熱膨張による吸気行程が開始される。吸気弁開弁開始付近では開口面積が小さいためシリンダ内圧の低下は小さく、実質的な低下は、排気の吹き返し流量が最大となるオーバーラップ中心角Ｏ／ＬCA付近から始まる。シリンダ内圧が低下し始めてから実際の吸気行程が開始される時期（実効ＴＤＣ）までの遅れ量は、エンジン回転速度Ｎｅが高くなるほど、また、バルブオーバラップ量（オーバーラップ開口面積）が小さくなるほど慣性の影響が大きくなってシリンダ内圧の低下度合いが鈍ることにより増大する。
【００２９】
そこで、図６に示すように、まず、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣを入力し、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCAを演算する。具体的には、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣにより決定される吸気弁のバルブ特性ＩＶと既知の排気弁バルブ特性ＥＶとに基づいて、両特性のリフト量が一致する点（交点）におけるクランク角を、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCAとして算出する。
【００３０】
次いで、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCAに対するオーバーラップ開口面積Ｏ／ＬＡ（＝吸気弁開口面積＝排気弁開口面積）を、予め設定したマップを参照して算出する。オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCAが小さいとき（進角側にあるとき）ほどオーバーラップ開口面積Ｏ／ＬＡは大きい特性を有している。
次いで、エンジン回転速度Ｎｅとオーバーラップ開口面積Ｏ／ＬＡをパラメータとして、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCAから実効ＴＤＣまでの遅れ量をＴＤＣオフセット量としたマップを設定しておき、該マップを参照してＴＤＣオフセット量ＴＤＣＯＦＳを求め、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬCAにＴＤＣオフセット量ＴＤＣＯＦＳを加算したクランク角位置を実効ＴＤＣとして算出する。なお、オーバーラップ開口面積として、後述する排気吹き返し量の演算に用いる吸気弁開時期ＩＶＣからオーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡまでの吸気弁開口面積の積算値（ΣＡIV）を用いてもよい。
【００３１】
上記実効ＴＤＣ（実際の吸気行程開始時期）と実効ＩＶＣ（実際の吸気行程終了時期）とに基づいて、この間に最大限吸入し得る空気量として吸入空気量ＱMAXが次式により算出される。
ＱMAX＝ＰMAN・ＶEIVC／（Ｒa・ＴMAN）−ＰMAN・ＶETDC／（Ｒa・ＴMAN）
＝ＰMAN・（ＶEIVC−ＶETDC）／（Ｒa・ＴMAN）・・・(3)
ＶEIVC：実効ＩＶＣでのシリンダ容積
ＶETDC：実効ＴＤＣでのシリンダ容積
そこで、図６において、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣ、実効ＴＤＣを入力して、吸気弁のバルブ特性から実効ＴＤＣにおけるシリンダ容積ＶETDCを、マップを参照して算出し、同じくＩＶＯ、ＩＶＣ、実効ＩＶＣを入力して、実効ＩＶＣにおけるシリンダ容積ＶEIVCを、マップを参照して算出する。
【００３２】
前記シリンダ容積ＶEIVCからシリンダ容積ＶETDCを差し引いて、実効行程容積ＶE（＝ＶEIVC−ＶETDC）を算出する。
一方、ＱDでの算出と同様にして、吸気温度ＴMANと空気のガス定数Ｒａとを乗じた後、その平方根［（ＴMAN・Ｒａ）1/2］を、マップを参照して算出し、吸気圧ＰMANを前記平方根［（ＴMAN・Ｒａ）1/2］値で除算し、ＰMAN／（ＴMAN・Ｒａ）1/2の項を算出する。
そして、前記ＰMAN／（ＴMAN・Ｒａ）1/2に、前記実効行程容積ＶEを乗じることにより、(3)式に応じたシリンダ吸入空気量ＱMAXが算出される。
【００３３】
本発明者は、以上のようにして算出した２つの吸入空気量ＱDと吸入空気量ＱMAXからＱD／ＱMAXなるパラメータつまり、任意の吸気弁のバルブ特性において、ソニック流で吸入される空気量の、最大限吸入し得る空気量に対する割合を表すパラメータに対し、実際の吸入空気量ＱCYLの、最大限吸入し得る空気量（吸入空気量ＱMAX）に対する割合を表すパラメータが略一義的に決まることを、実験、シミュレーション等を用いて確認した。ここで、ＱD／ＱMAXに対してＱCYL／ＱMAXが一義的に決まるとは、バルブタイミングやバルブリフト量等、バルブ特性の相違によって、ＱDとＱMAXのそれぞれは相違していてもＱD／ＱMAXが同一値である場合には、ＱCYL／ＱMAXも異なるバルブ特性で同一値となることを意味する。この関係により、ＱDとＱMAXを求めるだけで、ＱD／ＱMAXからＱCYL／ＱMAX、さらにはＱCYLを推定できるのであり、最小限のパラメータを用いて２次元マップを用いてＱCYLを推定できる。
【００３４】
そこで、予め、ＱD／ＱMAXに対するＱCYL／ＱMAXを実験乃至シミュレーションで求めてＱD／ＱMAXに対するＱCYL／ＱMAXの関係をマップに設定しておく。
図４に戻って、上記ＱD演算部で算出した吸入空気量ＱDをＱMAX演算部で算出した吸入空気量ＱMAXで除算し、この除算したＱD／ＱMAXをパラメータとして、前記マップを参照して対応するＱCYL／ＱMAXを検索する。
【００３５】
前記検索したＱCYL／ＱMAXに、ＱMAXを乗算して吸気量ＱCYL０を算出する。このようにして算出した吸気量ＱCYLは、実際にシリンダ内に吸い込んだガス量であるが、このガス中には、オーバラップ期間中に吸気ポートに吹き返された排気が再吸入されて含まれているので、制御に必要な新気量を推定するには、吹き返された排気分を減算する必要がある。
【００３６】
そこで、上記吹き返し排気分ＱIFBを算出する。
図８は、ＱIFBの各演算行程のブロック図を示す。
ここでも、逐次変化するシリンダ内圧を検出することは実質的に不可能なので、基準となる状態で推定される基本値を求め、この基本値を運転状態に応じて補正して推定することとする。バルブオーバラップ中の開口面積は、吸気弁開時期ＩＶＣからバルブオーバラップ中心角Ｏ／ＬＣＡまでの吸気弁開口面積の積算値（ΣＡIV）とし、シリンダ内圧を排気圧ＰEとした状態での基本値ＱIFB０を、（1）式同様の次式(4)により算出する。
【００３７】
【数３】
2006105101.tif 000005
【００３８】
この場合も、吸気弁前後圧力比が臨界圧以下になったときは、圧力比ＰMAN／ＰEが臨界圧に置き換えられてＶ0値固定のソニック流となる。
そして、実効ＴＤＣの算出で説明したように、エンジン回転速度Ｎｅが増大するほど、シリンダ内圧の排気圧からの減少遅れが大きくなって排気吹き返し量が増大する傾向を有する。
【００３９】
そこで、図８において、まず、前記吸気弁開時期ＩＶＯからバルブオーバラップ中心角Ｏ／ＬCAまでの吸気弁開口面積の積算値（ΣＡIV）を算出する。
次いで、排気温度ＴEと空気のガス定数Ｒａとを乗じた後、その平方根［（ＴE・Ｒａ）1/2］を、マップを参照して算出し、排気圧ＰEを前記平方根［（ＴE・Ｒａ）1/2］値で除算し、ＰE／（ＴE・Ｒａ）1/2の項を算出する。
【００４０】
また、圧力比ＰMAN／ＰEに基づいて、該圧力比ＰMAN／ＰEをパラメータとする流量係数Ｖ0のマップを参照して流量係数Ｖ0を算出する。
また、前記ＱD等の算出と同様、所定クランク角Δθを、エンジン回転速度Ｎｅと６との積（６・Ｎｅ）で除算した値［Δθ（６・Ｎｅ）］を、積分間隔時間Δｔとして算出する。
【００４１】
さらに、エンジン回転速度Ｎｅに基づいてマップを参照して補正係数ｋ３を算出する。
そして、前記（ΣＡIV）、ＰE／（ＴE・Ｒａ）1/2、Ｖ0、Δｔを順次乗算して、前記基本値ＱIFB０を算出し、この基本値ＱIFB０に補正係数ｋ３を乗じることで、最終的な吹き返し排気分ＱIFBを算出する。
図４に戻って、前記吸気量ＱCYL０から吹き返し排気分ＱIFBを減算して、シリンダ吸入新気量ＱCYL1を算出する。基本的には、これで新気量は求められるが、以上の演算では、マニホールド部の吸気圧ＰMANとして、複数回の検出値の平均して吸気脈動による変動を平滑化した値を用いている。実際には、吸気脈動により吸気圧ＰMANが変動すると吸気温度ＴMANも変動し、これらの変動に伴ってシリンダに吸入される新気量も変動するので、かかる吸気脈動に対する補正を行って新気量の推定精度を高める。
【００４２】
以下に、上記吸気脈動に対する補正方法を説明する。
まず、吸気弁を通過する単位時間Δｔ当たりの流量ΔＱCYLは、次式で表される。
【００４３】
【数４】
2006105101.tif 000006
【００４４】
シリンダ吸入新気量ＱCYLは、吸気行程期間中、前記ΔＱCYLを積分してΣΔＱCYLとして算出される。
ΔＱCYLがソニック流になるときには、(5)式内において、吸気脈動による吸気圧変動の影響を受けることなく吸気弁の前後圧力比が臨界圧力比で固定されるので、第３項の√値部分が固定値となり、
ＱCYL∝ＰMAN・（ＴMAN）-1/2・・・(6)
となる。
【００４５】
一方、流速ΔＱCYL／ＡIVが０に近い状態で、準静的にシリンダ容積が変化した場合のＱCYLは、吸気行程終了時（吸気弁閉時）のシリンダ内圧とシリンダ内温度は、吸気マニホールドの吸気圧、吸気温度に等しく、この状態に基づいて状態方程式によって求められ、吸気脈動による吸気圧変動分ΔＰMANIVCと吸気温度変動分ΔＴMANIVCを考慮すると、
ＱCYL∝（ＰMAN＋ΔＰMANIVC）・（ＴMAN＋ΔＴMANIVC）-1・・・(7)
となる。
【００４６】
図９は、前記吸気圧変動分ΔＰMANIVCと吸気温度変動分ΔＴMANIVCの各演算行程のブロック図を示す。
吸気圧変動分と吸気温度変動分の基本値ΔＰ０とΔＴ０とを、それぞれ、吸気弁閉時期ＩＶＣから吸気弁開時期ＩＶＯとの偏差（ＩＶＣ−ＩＶＯ）と、エンジン回転速度Ｎｅとをパラメータとして予めシュミレーションで求めたマップを参照して算出し、これら基本値ΔＰ０とΔＴ０に負荷割合として吸気圧ＰMANを大気圧Ｐ0で除算した圧力比ＰMAN／Ｐ０を乗算することによって吸気圧変動分ΔＰMANIVCと吸気温度変動分ΔＴMANIVCを算出する。
【００４７】
ここで、(6)式で表されるソニック流状態から(7)式で表される準静的変化状態に移行するにつれて吸気脈動による変動分が大きくなることを反映させるための補正係数ｋ１と、(6)式のソニック流状態と(7)式のされる準静的変化状態とを滑らかに繋ぐための補正係数ｋ２を設定して、全領域に対応したＱCYLの一般式を次式のように設定する。
ＱCYL∝（ＰMAN＋ｋ１・ΔＰMANIVC）・（ＴMAN＋ｋ１・ΔＴMANIVC）-1/(2-k2)・・(8)
一方、吸気脈動を考慮しない場合のＱCYL1の一般式は、
ＱCYL1∝（ＰMAN＋ΔＰMANIVC）・（ＴMAN＋ΔＴMANIVC）-1/(2-k2)・・(9)
となるから、(8)式と(9)式とにより、
ＱCYL＝
ＱCYL1・［（ＰMAN＋ｋ１・ΔＰMANIVC）・（ＴMAN＋ｋ１・ΔＴMANIVC）-1/(2-k2)］
／［（ＰMAN＋ΔＰMANIVC）・（ＴMAN＋ΔＴMANIVC）-1/(2-k2)］
ここで、（ＰMAN＋ｋ１・ΔＰMANIVC）／（ＰMAN＋ΔＰMANIVC）を、吸気圧変動分に伴う補正分Ｐrateとし、
（ＴMAN＋ｋ１・ΔＴMANIVC）-1/(2-k2)／（ＴMAN＋ΔＴMANIVC）-1/(2-k2)
を吸気温度変動分に伴う補正分Ｔrateとして、
ＱCYL＝ＱCYL1・Ｐrate・Ｔrate・・・(10)
と表す。
【００４８】
図４に戻って、上記マップを参照して得られたＱCYL／ＱDに基づいて前記吸気脈動に応じた補正係数ｋ１をマップを参照して算出し、前記吸気圧変動分ΔＰMANIVCに補正係数ｋ１を乗じ、この値ｋ１・ΔＰMANIVCを吸気圧ＰMANに加算し、この値（ＰMAN＋ｋ１・ΔＰMANIVC）を、吸気圧ＰMANで除算して、吸気圧変動分に伴う補正分Ｐrateを算出する。
一方、同じく前記吸気温度変動分ΔＴMANIVCに補正係数ｋ１を乗じ、この値ｋ１・ΔＴMANIVCを吸気温度ＴMANに加算し、この値（ＴMAN＋ｋ１・ΔＴMANIVC）を、吸気温度ＴMANで除算した値を、吸気温度変動分に伴う基本補正分Ｔrate０として算出する。
【００４９】
また、ＱCYL／ＱDに基づいて前記ソニック流領域と準静的変化領域とを滑らかに繋ぐ補正係数ｋ２をマップを参照して算出する。
そして、前記基本補正分Ｔrate０と補正係数ｋ２とに基づいて、基本補正分Ｔrate０を［−１（２−ｋ２）］べき乗した値を、マップを参照して算出し、吸気温度変動分に伴う補正分Ｔrateとする。
【００５０】
以上のようにして算出した吸気圧変動分に伴うＰrateと吸気温度変動分に伴う補正分Ｔrateとを、前記吹き返し排気分ＱIFBを減算したシリンダ吸入新気量ＱCYL1に順次乗じることにより、吸気脈動による変動分を補正した最終的なシリンダ吸入新気量ＱCYLを算出する。
上記のように構成することにより、過渡的な運転条件においてバルブタイミング等が変化した場合でも、ＱD／ＱMAXとＱCYL／ＱMAXとの関数を用いて、シリンダ吸入空気量を高精度に推定しつつ応答良く最適な燃料噴射制御を行えるなど、運転性、排気性能を向上させることができる。また、ＱD／ＱMAXに対してＱCYL／ＱMAXを２次元マップを用いて一義的に求めることができるので、パラメータが増えても、マップを多用することなく、ＲＯＭ容量や適合工数を押さえつつ、最小限の演算でシリンダ吸入空気量を推定できる。
【図面の簡単な説明】
【００５１】
【図１】本発明の一実施形態に係る内燃機関（エンジン）の可変動弁機構を示す図である。
【図２】同上可変動弁機構の一部拡大側面図である。
【図３】同上実施形態の位相変更機構を示す図である。
【図４】同上実施形態のシリンダ吸入空気量ＱCYLを推定する制御のメインブロック図である。
【図５】同上実施形態のＱD演算部の各演算行程のブロック図である。
【図６】同上実施形態のＱMAX演算部の各演算行程のブロック図である。
【図７】同上実施形態の吸気行程時のバルブ特性、筒内圧力、吸気弁通過空気流量の変化の様子を示すタイムチャートである。
【図８】同上実施形態の排気吹き返し分ＱIFBの各演算行程のブロック図である。
【図９】同上実施形態の吸気圧変動分ΔＰMANIVCと吸気温度変動分ΔＴMANIVCの各演算行程を示すブロック図である。
【符号の説明】
【００５２】
２    吸気弁
１０  作動変更機構
２０  位相変更機構
３０  ＥＣＵ
３４  吸気圧センサ
３５  吸気温度センサ
３６  排気圧センサ
３７  排気温度センサ
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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