(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
内燃機関の吸気ポート内に燃料を噴射するポートインジェクタと、
前記内燃機関の筒内に燃料を噴射する筒内インジェクタと、
前記ポートインジェクタからの燃料噴射量と前記筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率である噴き分け率を取得する噴き分け率取得手段と、
前記噴き分け率に基づいて、前記内燃機関の吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項２】
前記吸気弁温度推定手段は、前記噴き分け率に基づいて、前記吸気弁が筒内の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量を算出する燃焼ガス受熱量算出手段を含み、前記燃焼ガス受熱量に基づいて前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする請求項１記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項３】
前記燃焼ガス受熱量算出手段は、前記噴き分け率に基づいて筒内ガスの温度を算出する筒内ガス温度算出手段を含み、前記筒内ガス温度に基づいて前記燃焼ガス受熱量を算出することを特徴とする請求項２記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項４】
前記筒内ガス温度算出手段は、
前記ポートインジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度をポート噴射時筒内ガス温度として算出するポート噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記筒内インジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度を筒内噴射時筒内ガス温度として算出する筒内噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記噴き分け率、前記ポート噴射時筒内ガス温度および前記筒内噴射時筒内ガス温度に基づいて、前記噴き分け率の影響を織り込んだ筒内ガス温度を算出する噴き分け率織り込み手段と、
を含むことを特徴とする請求項３記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項５】
前記筒内ガス温度算出手段は、点火時期が筒内ガス温度に及ぼす影響を筒内ガス温度算出値に織り込む点火時期織り込み手段を含むことを特徴とする請求項３または４記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項６】
前記吸気弁が、その周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量を算出する流動ガス受熱量算出手段と、
前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて、前記吸気弁が受ける総受熱量を算出する総受熱量算出手段と、
前記総受熱量に基づいて前記吸気弁の温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、
前記吸気弁の初期温度を推定する初期温度推定手段と、
を更に備え、
前記吸気弁温度推定手段は、前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする請求項２乃至５の何れか１項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項７】
前記吸気弁に付着した燃料が気化する際に前記吸気弁から持ち去られる気化熱量を算出する気化熱量算出手段を更に備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量から前記気化熱量を減じた値を前記総受熱量とすることを特徴とする請求項６記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項８】
前記吸気弁が、弁座からの伝達により受熱する接触面受熱量を算出する接触面受熱量算出手段を更に備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量に前記接触面受熱量を加えた値を前記総受熱量とすることを特徴とする請求項６記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項９】
前記流動ガス受熱量算出手段は、
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因して生ずる吸入ガス受熱量を算出する吸入ガス受熱量算出手段と、
筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる吹き返し受熱量を算出する吹き返し受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量および前記吹き返し受熱量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出する最終受熱量算出手段と、
を含むことを特徴とする請求項６乃至８の何れか１項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項１０】
前記吸気弁温度推定手段により推定された前記吸気弁の温度に基づいて、前記吸気弁に付着した燃料の挙動を推定することにより、筒内の空燃比を目標空燃比とするための燃料噴射量を算出する噴射量算出手段を更に備えることを特徴とする請求項１乃至９の何れか１項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関の空燃比制御装置に係り、特に、吸気弁の温度を推定する機能を備えた内燃機関の空燃比制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
吸気ポート内に燃料を噴射するポートインジェクタを備えた内燃機関においては、ポートインジェクタから噴射された燃料は、その一部が吸気弁の外側などに一旦付着し、その残りが新気と混合してそのまま筒内に吸入される。そして、吸気弁の外側に付着した燃料は、徐々に吸気ポート内に蒸発し、遅れて筒内に流入する。内燃機関が定常状態にある場合は、吸気弁に付着している燃料の量が一定値で平衡し、筒内に流入する燃料の量は噴射される燃料の量と等しくなる。
【０００３】
ところが、内燃機関が過渡運転状態にある場合には、吸気弁に付着している燃料の量に増減が生ずる。そして、この増減が生ずる間は、筒内に流入する燃料の量と、噴射される燃料の量との間にずれが生ずる。従って、過渡運転状態において、筒内に吸入される燃料の量を高精度に制御するためには、吸気弁に付着している燃料の蒸発量を推定することが求められる。そして、吸気弁からの燃料蒸発量は吸気弁温度に依存するので、吸気弁からの燃料蒸発量を精度良く推定するためには、吸気弁温度を高い精度で推定することが求められる。
【０００４】
特開平１１−１４５０７号公報には、燃焼系モデルにより演算した燃焼ガス温度に基づいて吸気弁温度を演算する装置が開示されている。しかしながら、同公報には、燃焼ガス温度に基づいて吸気弁温度を演算する具体的な方法については何ら開示されていない。
【０００５】
【特許文献１】特開平１１−１４５０７号公報
【特許文献２】特開平８−１７７５５６号公報
【特許文献３】特開２０００−２５７４６７号公報
【特許文献４】特開平１１−２７０３９９号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
ところで、ポートインジェクタと、筒内に燃料を噴射する筒内インジェクタとの双方を備え、両インジェクタから燃料を供給可能な内燃機関が知られている。このような内燃機関によれば、ポートインジェクタからの燃料噴射量と、筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率（噴き分け率）を、運転条件に応じて１００：０〜０：１００の間で変化させることができる。このため、ポート噴射式内燃機関と筒内直接噴射式内燃機関との双方の利点を兼ね備えることができる。
【０００７】
ポート噴射式内燃機関と筒内直接噴射式内燃機関とでは、筒内の燃焼状態が異なるので、筒内のガスの温度も異なる。従って、ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関における筒内ガス温度は、ポート噴射式内燃機関とも、筒内直接噴射式内燃機関とも異なり、更に、噴き分け率によっても変わってくる。
【０００８】
従来の空燃比制御装置においては、ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関における上記のような事情については考慮されていなかったため、吸気弁温度を必ずしも十分な精度で推定することができなかった。その結果、特に内燃機関の過渡運転状態などにおいては、筒内の空燃比を十分な精度で制御することができない場合があった。
【０００９】
この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関において、吸気弁の温度を精度良く推定することのできる内燃機関の空燃比制御装置を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の空燃比制御装置であって、
内燃機関の吸気ポート内に燃料を噴射するポートインジェクタと、
前記内燃機関の筒内に燃料を噴射する筒内インジェクタと、
前記ポートインジェクタからの燃料噴射量と前記筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率である噴き分け率を取得する噴き分け率取得手段と、
前記噴き分け率に基づいて、前記内燃機関の吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
を備えることを特徴とする。
【００１１】
また、第２の発明は、第１の発明において、
前記吸気弁温度推定手段は、前記噴き分け率に基づいて、前記吸気弁が筒内の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量を算出する燃焼ガス受熱量算出手段を含み、前記燃焼ガス受熱量に基づいて前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする。
【００１２】
また、第３の発明は、第２の発明において、
前記燃焼ガス受熱量算出手段は、前記噴き分け率に基づいて筒内ガスの温度を算出する筒内ガス温度算出手段を含み、前記筒内ガス温度に基づいて前記燃焼ガス受熱量を算出することを特徴とする。
【００１３】
また、第４の発明は、第３の発明において、
前記筒内ガス温度算出手段は、
前記ポートインジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度をポート噴射時筒内ガス温度として算出するポート噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記筒内インジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度を筒内噴射時筒内ガス温度として算出する筒内噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記噴き分け率、前記ポート噴射時筒内ガス温度および前記筒内噴射時筒内ガス温度に基づいて、前記噴き分け率の影響を織り込んだ筒内ガス温度を算出する噴き分け率織り込み手段と、
を含むことを特徴とする。
【００１４】
また、第５の発明は、第３または第４の発明において、
前記筒内ガス温度算出手段は、点火時期が筒内ガス温度に及ぼす影響を筒内ガス温度算出値に織り込む点火時期織り込み手段を含むことを特徴とする。
【００１５】
また、第６の発明は、第２乃至第５の発明の何れかにおいて、
前記吸気弁が、その周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量を算出する流動ガス受熱量算出手段と、
前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて、前記吸気弁が受ける総受熱量を算出する総受熱量算出手段と、
前記総受熱量に基づいて前記吸気弁の温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、
前記吸気弁の初期温度を推定する初期温度推定手段と、
を更に備え、
前記吸気弁温度推定手段は、前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする。
【００１６】
また、第７の発明は、第６の発明において、
前記吸気弁に付着した燃料が気化する際に前記吸気弁から持ち去られる気化熱量を算出する気化熱量算出手段を更に備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量から前記気化熱量を減じた値を前記総受熱量とすることを特徴とする。
【００１７】
また、第８の発明は、第６の発明において、
前記吸気弁が、弁座からの伝達により受熱する接触面受熱量を算出する接触面受熱量算出手段を更に備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量に前記接触面受熱量を加えた値を前記総受熱量とすることを特徴とする。
【００１８】
また、第９の発明は、第６乃至第８の発明の何れかにおいて、
前記流動ガス受熱量算出手段は、
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因して生ずる吸入ガス受熱量を算出する吸入ガス受熱量算出手段と、
筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる吹き返し受熱量を算出する吹き返し受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量および前記吹き返し受熱量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出する最終受熱量算出手段と、
を含むことを特徴とする。
【００１９】
また、第１０の発明は、第１乃至第９の発明の何れかにおいて、
前記吸気弁温度推定手段により推定された前記吸気弁の温度に基づいて、前記吸気弁に付着した燃料の挙動を推定することにより、筒内の空燃比を目標空燃比とするための燃料噴射量を算出する噴射量算出手段を更に備えることを特徴とする。
【発明の効果】
【００２０】
第１の発明によれば、ポートインジェクタからの燃料噴射量、筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率である噴き分け率に基づいて、内燃機関の吸気弁の温度を推定することができる。ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関においては、噴き分け率が吸気弁温度に影響する。第１の発明によれば、噴き分け率の影響を考慮に入れることができるので、吸気弁の温度を高い精度で推定することができる。
【００２１】
第２の発明によれば、噴き分け率に基づいて、吸気弁が筒内の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量を算出することができる。噴き分け率は、吸気弁が受ける各種の受熱量のうち、燃焼ガス受熱量に特に影響する。第２の発明によれば、噴き分け率の影響を精度良く燃焼ガス受熱量に反映させることができ、その結果、吸気弁温度をより高い精度で算出することができる。
【００２２】
第３の発明によれば、噴き分け率に基づいて筒内ガス温度を算出し、その筒内ガス温度に基づいて燃焼ガス受熱量を算出することができる。このため、燃焼ガス受熱量の算出に際し、噴き分け率が筒内ガス温度に及ぼす影響を精度良く反映させることができる。よって、吸気弁温度をより高い精度で算出することができる。
【００２３】
第４の発明によれば、ポート噴射のみで運転していると仮定した場合のポート噴射時筒内ガス温度と、筒内噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内噴射時筒内ガス温度とをそれぞれ算出し、それらの算出値と噴き分け率とに基づいて、筒内ガス温度を算出することができる。よって、噴き分け率の影響を精度良く織り込んで、筒内ガス温度を算出することができる。
【００２４】
第５の発明によれば、点火時期が筒内ガス温度に及ぼす影響を筒内ガス温度算出値に織り込むことができる。このため、点火時期の変更による影響をも考慮することができ、筒内ガス温度をより高い精度で算出することができる。
【００２５】
第６の発明によれば、吸気弁がその周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量を算出することができ、その流動ガス受熱量と燃焼ガス受熱量とに基づいて総受熱量を算出することができる。このため、第６の発明によれば、流動ガスの影響を正確に吸気弁温度に反映させることができ、吸気弁温度をより高い精度で推定することができる。
【００２６】
第７の発明によれば、吸気弁に付着した燃料が気化する際に生ずる気化熱量の影響をも吸気弁の温度に反映させることができる。
【００２７】
第８の発明によれば、吸気弁が、弁座から受ける接触面受熱量の影響をも吸気弁の温度に反映させることができる。
【００２８】
第９の発明によれば、吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因する吸入ガス受熱量と、筒内からの吹き返しに起因する吹き返し受熱量とを区別して算出し、それらに基づいて流動ガス受熱量を算出することができる。このため、第９の発明によれば、流動ガス受熱量を精度良く算出することができ、その結果、吸気弁の温度をより高い精度で推定することができる。
【００２９】
第１０の発明によれば、推定された吸気弁温度に基づいて吸気弁に付着した燃料の挙動を推定することにより、筒内の空燃比を目標空燃比とするための燃料噴射量を精度良く算出することができる。このため、暖機過程や過渡運転状態にある場合であっても、筒内の空燃比を高い精度で制御することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００３０】
実施の形態１．
［システム構成の説明］
図１は、本発明の実施の形態１のシステム構成を説明するための図である。図１に示すように、本発明の実施の形態１のシステムは、内燃機関１０を備えている。内燃機関１０には、吸気通路１２および排気通路１４が連通している。
【００３１】
吸気通路１２には、吸入空気量Gaを検出するためのエアフロメータ１６が配置されている。エアフロメータ１６の下流には、スロットルバルブ１８が配置されている。また、スロットルバルブ１８の更に下流には、吸気ポート内に燃料を噴射するためのポートインジェクタ２０が配置されている。更に、内燃機関１０には、筒内２２に直接に燃料を噴射するための筒内インジェクタ２３が設けられている。
【００３２】
内燃機関１０は、吸気通路１２と筒内２２との導通状態を制御するための吸気弁２４を備えている。吸気弁２４には、その駆動源として、可変動弁機構２６が連結されている。可変動弁機構２６は、開弁タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ吸気弁２４を開閉動作させることができる。
【００３３】
筒内２２と排気通路１４との間には、排気弁２８が配置されている。排気弁２８には、その駆動源として可変動弁機構３０が連結されている。可変動弁機構３０は、開弁タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ排気弁２８を開閉動作させることができる。
【００３４】
本実施形態のシステムは、上記の如く、吸気弁２４および排気弁２８を、それぞれ可変動弁機構２６および３０で駆動することとしているが、それらを駆動する機構は、これに限定されるものではない。すなわち、本実施形態のシステムにおいては、吸気弁２４および排気弁２８は、通常のカム機構により駆動されるものであってもよい。
【００３５】
内燃機関１０には、機関回転数Neを検出するための回転角センサ３２や、冷却水温Twを検出するための水温センサ３４、吸気管圧力Pmを検出するための吸気圧センサ３６が装着されている。そして、本実施形態のシステムは、ECU(Electronic Control Unit)４０を備えている。ECU４０には、エアフロメータ１６や回転角センサ３２などを含む各種センサの出力が供給されている。ECU４０は、それらのセンサ出力を基礎として、ポートインジェクタ２０および筒内インジェクタ２３や、可変動弁機構２６，３０を含む各種アクチュエータを制御することができる。
【００３６】
このような内燃機関１０では、運転条件に応じて、ポートインジェクタ２０と筒内インジェクタ２３との何れか一方、あるいはその両方から、燃料を各気筒に供給することができる。以下の説明では、ポートインジェクタ２０からの燃料噴射量（以下、「ポート噴射量」と称する）と、筒内インジェクタ２３からの燃料噴射量（以下、「筒内噴射量」と称する）との比率を、噴き分け率αで表すこととする。噴き分け率αは、全噴射量を１としたときのポート噴射量の比率である。すなわち、ポート噴射量と筒内噴射量との比は、α:（１−α）で表される。
【００３７】
ECU４０には、空燃比A/F、機関回転数Ne、負荷KL等で表される運転条件と、その運転条件の下での最適な噴き分け率αとの関係を定めたマップが記憶されている。ECU４０は、そのマップに従って噴き分け率αを決定し、その噴き分け率αに基づいてポート噴射量と筒内噴射量とを算出する。
【００３８】
［実施の形態１における吸気弁温度の推定手法］
内燃機関１０の運転中、ポートインジェクタ２０から噴射された燃料は、その一部が吸気弁２４の外側に付着する。吸気弁２４の外側に付着した燃料は、徐々に吸気ポート内に蒸発し、遅れて筒内２２に流入する。内燃機関１０が定常運転状態にある場合は、吸気弁２４に新たに付着する燃料量と、吸気弁２４から蒸発する燃料量とが平衡し、筒内２２に流入する燃料の量は、ポートインジェクタ２０から噴射される燃料の量と等しくなる。
【００３９】
ところが、内燃機関が暖機過程にある場合や、過渡運転状態にある場合には、吸気弁２４に付着している燃料の量に増減が生ずる。このため、筒内２２に流入する燃料の量と、ポートインジェクタ２０から噴射される燃料の量とにずれが生ずる。このため、筒内２２の空燃比を正確に制御するためには、吸気弁２４に付着した燃料の挙動を踏まえた上で、筒内２２に流入する燃料量を正確に把握することが要求される。
【００４０】
吸気弁２４に付着した燃料の挙動、つまり、吸気弁２４から蒸発する燃料量と吸気弁２４に残留する燃料量との割合を精度良く推定するためには、吸気弁２４の温度を精度良く推定することが必要である。そこで、本実施形態のシステムは、以下に説明する手法で吸気弁２４の温度推定を行うこととした。
【００４１】
図２（Ａ）および図２（Ｂ）は、本実施形態のシステムが吸気弁２４の温度Tvを算出する原理を説明するための図である。より具体的には、図２（Ａ）は、閉弁中における吸気弁２４の熱環境を説明するための図である。また、図２（Ｂ）は、開弁中における吸気弁の熱環境を説明するための図である。
【００４２】
図２（Ａ）中に示す符号Qb、QsおよびQfは、それぞれ、燃焼ガス受熱量、接触面受熱量、および燃料気化熱量を示している。燃焼ガス受熱量Qbは、筒内２２の燃焼ガスから吸気弁２４に与えられる熱量である。接触面受熱量Qsは、弁座との機械的な接触面から吸気弁２４に伝達される熱量である。また、燃料気化熱量Qfは、吸気弁２４に付着した燃料が気化する際に持ち去られる熱量である。図２（Ａ）に示すように、吸気弁２４の閉弁中には、主として上述した３種類の熱量が吸気弁２４とその周囲との間で授受される。
【００４３】
図２（Ｂ）中に示す符号QginおよびQgbackは、それぞれ、吸気弁２４の開弁に伴って生ずる吸入ガス受熱量、および吹き返し受熱量を示している。吸入ガス受熱量Qginは、吸気ポートから筒内２２へ流入する新気と吸気弁２４との間で授受される熱量である。一方、吹き返し受熱量Qgbackは、吸気弁２４の開弁中に筒内２２から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる受熱量である。図２（Ｂ）に示すように、吸気弁２４の開弁中は、主として、それら２種類の熱量が吸気弁２４とその周囲との間で授受される。以下、それらの受熱量を総称して、「流動ガス受熱量」と称す。
【００４４】
吸気弁２４の温度は、周囲の環境から熱を吸収することにより上昇し、周囲の環境に熱を放出することにより下降する。このため、吸気弁２４の初期温度が判れば、その後の総受熱量を検知することにより吸気弁２４の温度を推定することが可能である。そして、その推定を精度良く行うためには、上述した５種類の熱量を精度良く検知することが有効である。特に、図２（Ｂ）に示す流動ガス受熱量Qgin，Qgbackは、内燃機関１０の運転状態に応じて大きく変化するため、吸気弁温度Tvを高い精度で推定するためには、その値を正確に求めることが重要である。
【００４５】
そこで、本実施形態では、内燃機関１０の運転状態に基づいて、図２（Ａ）に示す３種類の受熱量Qb，Qs，Qfと、図２（Ｂ）に示す流動ガス受熱量Qgin，Qgbackとを、それぞれ別個独立に推定し、それらを統合することにより吸気弁２４が受ける総受熱量を精度良く算出することとした。そして、このようにして算出された総受熱量に基づいて、吸気弁温度Tvを精度良く推定することとした。
【００４６】
内燃機関１０では、他の運転条件を同じとした場合、筒内インジェクタ２３のみからの燃料噴射によって運転しているときの方が、ポートインジェクタ２０のみからの燃料噴射によって運転しているときよりも、筒内２２のガス温度が低くなる。この一つの理由は、筒内直接噴射の場合には、燃料の気化潜熱が筒内に直接に作用することにより、筒内空気が効率良く冷却されるからである。他の理由としては、筒内直接噴射による運転は、ポート噴射による運転に比して熱効率が高く、より大きな割合で熱が仕事（機関出力）に変換されるので、その分だけ筒内ガス温度の上昇が抑えられるからである。
【００４７】
内燃機関１０における筒内ガス温度は、噴き分け率αが大きいほど、ポート噴射のみで運転しているときの値に近づく。つまり、筒内ガス温度は高くなる。逆に、内燃機関１０における筒内ガス温度は、噴き分け率αが小さいほど、筒内直接噴射のみで運転しているときの値に近づく。つまり、筒内ガス温度は低くなる。そして、筒内ガス温度が異なれば、燃焼ガス受熱量Qb等も異なるので、吸気弁温度Tvも異なってくる。
【００４８】
このように、ポートインジェクタ２０と筒内インジェクタ２３との双方を備えた内燃機関１０においては、吸気弁温度Tvは噴き分け率αにも依存することとなる。そこで、本実施形態では、噴き分け率αによる影響も考慮に入れることによって、吸気弁温度Tvを更に精度良く推定することとした。
【００４９】
［実施の形態１における具体的処理］
図３は、上記の機能を実現するために、本実施形態において実行されるルーチンのフローチャートである。図３に示すルーチンは、内燃機関１０の始動開始と共に起動されるものとする。ここでは、先ず、その時点における冷却水温Twが吸気弁温度Tvの初期値として設定される（ステップ１０１）。内燃機関１０が十分に長い時間停止すると、吸気弁温度Tvは、内燃機関１０の温度、つまり、冷却水温Twに収束する。このため、内燃機関１０の始動時には、本ステップ１０１の処理を行うことで、吸気弁温度Tvを精度良く推定することができる。
【００５０】
次に、現在の内燃機関１０の状態を表す各種のパラメータが計測される（ステップ１０２）。ここでは、具体的には、吸入空気量Ga、機関回転数Ne、機関負荷KL、空燃比A/Fに加えて、可変動弁機構２６の状態（吸気弁２４の開弁タイミングVT、リフト量VL、および作用角Vθ）などが検出される。空燃比A/Fとしては、ECU４０が設定している目標空燃比の値、あるいは排気通路１４に配置された空燃比センサ（図示せず）により検出された排気空燃比の値を用いることができる。
【００５１】
上記ステップ１０２の処理に続いて、噴き分け率αの値が取得される（ステップ１０３）。前述したように、ECU４０には、空燃比A/F、機関回転数Ne、負荷KL等の運転条件と、噴き分け率αとの関係を定めたマップが記憶されている。ここでは、そのマップと、上記ステップ１０２で検出された運転条件とを照合することにより、噴き分け率αが取得される。
【００５２】
次に、筒内２２のガスの温度（代表温度）Tcが、以下に説明する方法により算出される（ステップ１０４）。なお、この筒内ガス温度Tcは、後述するように、燃焼ガス受熱量Qb等を求めるときの基礎として用いられる。
【００５３】
本実施形態では、まず、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2を算出する。ここで、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1は、ポートインジェクタ２０からの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度であり、筒内噴射時筒内ガス温度Tc2は、筒内インジェクタ２３からの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度である。本実施形態では、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2は、それぞれ、下記の演算式により算出される。
Tc1＝K1＊A/F＋K2＊Ne＋K3＊KL＋K4＊Ga           ・・・（１）
Tc2＝K5＊A/F＋K6＊Ne＋K7＊KL＋K8＊Ga           ・・・（２）
【００５４】
上記（１）および（２）式中、A/Fは空燃比、Neは機関回転数、Gaは吸入空気量、K1〜K8は所定の係数である。
【００５５】
係数K1〜K8の値は、内燃機関１０の燃焼モード毎に予め定められており、それらの値がECU４０に記憶されている。ここで、内燃機関１０の燃焼モードについて説明する。本実施形態の内燃機関１０は、ストイキ燃焼モード、均質リーン燃焼モード、弱成層燃焼モード、成層燃焼モードの４つの燃焼モードに切り替えることにより、理論空燃比（またはリッチ空燃比）から極めて希薄な空燃比に至るまで、幅広い空燃比での運転を行うことが可能とされている。
【００５６】
ストイキ燃焼モードでは、筒内全体が均質に理論空燃比（またはリッチ空燃比）とされた混合気の燃焼による運転が行われる。このとき、燃料は、ポートインジェクタ２０および筒内インジェクタ２３の何れか一方または両方から噴射される。
【００５７】
均質リーン燃焼モードでは、筒内全体が均質にリーン空燃比とされた混合気の燃焼による運転が行われる。この均質リーン燃焼モードでは、筒内に形成されるスワールあるいはタンブルの効果により、希薄な混合気を安定して燃焼させることができる。
【００５８】
弱成層燃焼モードでは、ポートインジェクタ２０から噴射された燃料、あるいは筒内インジェクタ２３から吸気行程中に噴射された燃料によって、希薄で均質な混合気が筒内全体に形成されるとともに、圧縮行程中に筒内インジェクタ２３から燃料を噴射することによって点火プラグの近傍に理論空燃比程度の濃い混合気が局所的に形成される。この弱成層燃焼モードによれば、筒内全体として、均質リーン燃焼モードよりも更に希薄な空燃比での運転を行うことができる。
【００５９】
成層燃焼モードでは、筒内に空気を吸入した後、圧縮行程中に筒内インジェクタ２３から燃料を噴射することによって、点火プラグの近傍に理論空燃比程度の濃い混合気が局所的に形成されるとともにその周囲に空気層が形成される。この成層燃焼モードによれば、筒内全体として、弱成層燃焼モードよりも更に希薄な空燃比での運転を行うことができる。
【００６０】
ECU４０には、上記の各燃焼モード毎に適合された係数K1〜K8の値が予め記憶されている。前述したように、他の運転条件が同じである場合には、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1は、筒内噴射時筒内ガス温度Tc2よりも高くなる。このため、A/F、Ne、KL、Gaが同じである場合にはTc1がTc2より大きく算出されるように、係数K1〜K8の値が設定されている。
【００６１】
そして、ECU４０は、内燃機関１０の運転条件に応じ、予め定められた規則に基づいて、上記燃焼モードの切り替えを行う。ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2を求める際には、まず、現在の燃焼モードに対応する係数K1〜K8の値が取得される。そして、その係数K1〜K8と、上記ステップ１０２で取得された運転条件パラメータとを用いて、上記（１）および（２）式に従って演算をすることにより、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2を算出することができる。
【００６２】
以上のようにしてポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2が算出されたら、次に、下記の演算式により、筒内ガス温度Tcが算出される。
Tc＝｛α＊Tc1＋（１−α）＊Tc2｝＊γ＊γ1      ・・・（３）
【００６３】
上記（３）式中、｛α＊Tc1＋（１−α）＊Tc2｝なる項は、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1にポート噴射量の比率αを乗じたものと、筒内噴射時筒内ガス温度Tc2に筒内噴射量の比率（１−α）を乗じたものとを足し合わせた項である。このような計算を行うことにより、筒内ガス温度Tcの算出値に噴き分け率αの影響を精度良く織り込むことができる。よって、上記（３）式によれば、噴き分け率αの影響が考慮された正確な筒内ガス温度Tcを算出することができる。このため、後述するステップにおいて、極めて高い精度で燃焼ガス受熱量Qb等を算出することができる。
【００６４】
また、上記（３）式中、γ1は点火時期影響係数であり、γは点火時期補正係数である。図４（Ａ）は、点火時期影響係数γ1と筒内全体の平均空燃比A/Fとの関係を示す図であり、図４（Ｂ）は、点火時期補正係数γと噴き分け率αとの関係を示す図である。ECU４０には、これらの関係に対応するマップが記憶されている。上記（３）式の演算を行う場合には、そのマップに従って、点火時期影響係数γ1および点火時期補正係数γが取得される。
【００６５】
図４（Ａ）に示すように、点火時期影響係数γ1は、燃焼モードの変更に伴って、平均空燃比A/Fがリーンになるほど、小さい値とされる。最適な点火時期は平均空燃比A/Fによって異なるため、本実施形態のシステムでは、平均空燃比A/Fに応じて、点火時期を変更することとしている。点火時期が変わると、燃焼状態が変わるので、筒内ガス温度Tcも変化する。上記（３）式によれば、点火時期影響係数γ1を算入することにより、平均空燃比A/Fに応じた点火時期変更の影響を筒内ガス温度Tcに精度良く反映させることができる。
【００６６】
図４（Ｂ）に示すように、点火時期補正係数γは、噴き分け率αが大きいほど、つまり、ポート噴射の比率が大きいほど、大きい値とされる。一般に、ポート噴射の場合と筒内噴射の場合とでは、種々の事情により、最適な点火時期が異なる。例えば、筒内噴射の場合には、燃料の気化潜熱によって筒内空気を効果的に冷却することができ、ノックが起きにくいので、ポート噴射の場合よりも点火時期を進角して熱効率を高めることができる。このようなことから、本実施形態のシステムでは、噴き分け率αに応じて、点火時期を変更することとしている。上記（３）式によれば、点火時期補正係数γを算入することにより、噴き分け率αに応じた点火時期変更の影響を筒内ガス温度Tcに精度良く反映させることができる。
【００６７】
以上のように、上記（３）式によれば、点火時期影響係数γ1および点火時期補正係数γを算入することにより、点火時期の変更が及ぼす影響についても、筒内ガス温度Tcに精度良く反映させることができる。このため、本実施形態では、極めて正確な筒内ガス温度Tcを求めることができる。
【００６８】
図３に示すルーチンによれば、上記ステップ１０４の処理に続いて、吸気弁２４の開弁に伴って生ずる吹き返し量が判定値αより多量であるか否かが判別される（ステップ１０５）。吹き返し量は、内燃機関１０の状態に基づいて、具体的には、例えば、内燃機関１０の負荷KL、バルブオーバーラップ量VOL、および機関回転数NE等に基づいて推定することが可能である。
【００６９】
図５（Ａ）〜図５（Ｃ）は、吹き返し量と、負荷KL、バルブオーバーラップVOL、機関回転数NEとの関係を示した図である。本実施形態において、ECU４０には、これらの関係に対応するマップが記憶されている。上記ステップ１０５においては、そのマップを参照することにより、現在の状況下で生ずると予測される吹き返し量が推定され、更に、その推定値が既定の判定値αより大きいかが判別される。
【００７０】
判定値αは、流動ガス受熱量を求めるうえで、吹き返し受熱量Qgbackを考慮する必要があるか否かを判断するための値である。つまり、吹き返し受熱量Qgbackを考慮する必要がある程度に多量の吹き返しが発生しているかを判断するための値である。従って、吹き返し量＞αの不成立が認められる場合、つまり、吹き返し量が判定値α以下である場合は、流動ガス受熱量を推定するにあたり、吹き返しの影響を考慮する必要がないと判断できる。この場合は、吸入ガス受熱量Qginを算出したうえで、その値がそのまま流動ガス受熱量とされる（ステップ１０６）。以下、ここで得られる流動ガス受熱量を、符号「Qg」を付して表すこととする。
【００７１】
一方、上記ステップ１０５において、吹き返し量＞αの成立が認められた場合は、流動ガス受熱量を求める際に、吹き返しの影響を考慮する必要があると判断できる。この場合は、吸入ガス受熱量Qginと、吹き返し受熱量Qgbackとをそれぞれ算出したうえで、それらの和が流動ガス受熱量とされる（ステップ１０７）。以下、ここで得られる流動ガス流熱量については、符号「Qg'」を付して表すこととする。
【００７２】
（吸入ガス受熱量Qginの算出手法の例）
上述した吸入ガス受熱量Qginは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qgin＝hgin・（Tin−Tv）・dtin
hgin＝０．０４０４・（kg／Dv）・Revin０．８６８・（Dv／liftv）０．２７５
Revin＝（ρg・Ug・Dv）／μg                              ・・・（４）
【００７３】
但し、上段の式中、hginは熱伝達率であり、中段の式により求めることができる。また、Tinは吸入ガスの温度であり、Tvは吸気弁温度であり、dtinは吸気弁２４の周囲を吸入ガスが流通している時間である。Tinは吸入空気温度で代用することが可能である。Tvは、現時点での吸気弁温度の推定値を用いることができる。また、dtinは、機関回転数Ne、吸気弁２４のリフト量VLおよび作用角Vθなどに基づいて求めることができる。
【００７４】
中段の式において、kgは吸入ガスの熱伝達率であり、Dvは吸気弁２４の径である。これらは何れも既知の値である。また、liftvは吸気弁２４のリフト量であり、本実施形態では、可変動弁機構２６の状態より検知することができる。そして、Revinは、下段の式により定義される値である。
【００７５】
下段の式において、ρgは吸気ポートのガス密度であり、Ugは吸気ポートのガス流量である。ρgおよびUgは、吸気ポートの温度、吸入空気量Ga、吸気管圧力Pmなどに基づいて公知の手法で算出することができる。また、μgは吸入ガスの粘性係数であり、既知の値である。このため、吸入ガス受熱量Qginは、上記（４）式を用いることにより、演算により求めることが可能である。
【００７６】
（吹き返し受熱量Qgbackの算出手法の例）
吹き返し受熱量Qgbackは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qgback＝hgback・（Tback−Tv）・dtback
hgback＝１．２・（kg／liftv）・Revback０．３８・（２・liftv／Dv）０．６２
Revback＝（ρg・Ug・liftv）／μg                          ・・・（５）
【００７７】
但し、上段の式中、hgbackは熱伝達率であり、中段の式により求めることができる。また、Tbackは吹き返しガスの温度であり、dtbackは吸気弁２４の周囲に吹き返しが生じている時間である。Tbackは、筒内ガス温度Tcで代用することが可能である。また、dtbackは、機関回転数Ne、吸気弁２４の開弁タイミングVT、リフト量VLおよび作用角Vθなどに基づいて求めることができる。
【００７８】
中段の式において、kgは吹き返しガスの熱伝達率であり、Dvは吸気弁２４の径である。これらは何れも既知の値である。また、liftvは吸気弁２４のリフト量であり、本実施形態では、可変動弁機構２６の状態より検知することができる。そして、Revbackは、下段の式により定義される値である。
【００７９】
下段の式において、ρgは吸気ポートのガス密度であり、Ugは吸気ポートのガス流量である。ρgおよびUgは、吸気ポートの温度、吸入空気量Ga、吸気管圧力Pmなどに基づいて公知の手法で算出することができる。また、μgは吸入ガスの粘性係数であり、既知の値である。このため、吹き返し受熱量Qgbackは、上記（５）式を用いることにより、演算により求めることが可能である。
【００８０】
上記ステップ１０６において求めるべき流動ガス受熱量Qgは、上記（４）式を用いることにより算出することができる。また、上記ステップ１０７において求めるべき流動ガス受熱量Qg'は、上記（４）式の算出結果と上記（５）式の算出結果とを加算することにより求めることが可能である。このように、流動ガス受熱量は、吹き返しの影響を考慮しない場合（Qg）も、その影響を考慮する場合（Qg'）も演算により算出することが可能である。
【００８１】
（流動ガス受熱量Qg、Qg'の他の算出手法の例）
但し、流動ガス受熱量Qg、Qg'を求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、吹き返しの影響を考慮しない流動ガス受熱量Qgは、機関回転数Ne、機関負荷KL、および吸気弁２４の開弁タイミングVTなどをパラメータとして予めマップ化しておくことが可能である。同様に、吹き返しの影響を考慮した流動ガス受熱量Qg'についても予めマップ化しておくことが可能である。このため、それらのマップを予めECU４０に記憶させたうえで、ステップ１０６および１０７では、それらのマップを参照することにより、流動ガス受熱量Qg或いはQg'を求めることとしてもよい。
【００８２】
（接触面受熱量Qsの算出）
図３に示すルーチンでは、次に、接触面受熱量Qsが算出される（ステップ１０８）。接触面受熱量Qsは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qs＝hs・（Tvs−Tv）・dts
hs＝４１３０・（Pm／５００００）０．６                      ・・・（６）
【００８３】
但し、上段の式中、hsは熱伝達率であり、下段の式により求めることができる。Tvsは弁座の温度であり、冷却水温Twで代用することができる。また、dtsは吸気弁２４が弁座に着座している時間であり、ここでは、機関回転数Neと、吸気弁２４の作用角Vθとに基づいて算出することができる。そして、下段の式におけるPmは、吸気管圧力である。
【００８４】
接触面受熱量Qsは、上記（６）式を用いることにより、内燃機関１０の状態をパラメータとして演算により求めることが可能である。このため、上記ステップ１０８では、接触面受熱量Qsを正確に求めることができる。
【００８５】
但し、接触面受熱量Qsを求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、吸気弁２４が弁座から受ける単位時間当たりの熱量は、弁座の温度と吸気弁温度Tvとの差ΔTに対してほぼ一義的に決まる値である。そして、吸気弁２４が弁座に着座している時間は、機関回転数Neおよび吸気弁２４の作用角Vθの関数である。このため、接触面受熱量Qsは、上記温度差ΔTと機関回転数Neと作用角Vθとをパラメータとして、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ１０８では、そのマップに基づいて接触面受熱量Qsを求めることとしてもよい。
【００８６】
（燃料気化熱量Qfの算出）
図３に示すルーチンでは、次に、燃料気化熱量Qfが算出される（ステップ１０９）。燃料気化熱量Qfは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qf＝mf・｛（Tv−Tf）・Cpf＋Hf｝・dtf                    ・・・（７）
【００８７】
上記（７）式中、mfは燃料蒸発量である。燃料蒸発量mfは、吸気弁２４に向かって噴射される燃料の量（ポート噴射量）、吸気弁温度Tv、更には吸気管圧力Pm等に基づいて求めることができる。Tfは燃料温度であり、その値は、例えば、始動時冷却水温に対応する固定値で近似することができる。また、Cpfは燃料比熱、Hfは燃料気化潜熱である。これらは何れも既定値として扱うことができる。そして、dtfは、燃料の気化期間として考慮すべき時間であり、ここでは、機関回転数Neの関数として設定することができる。
【００８８】
燃料気化熱量Qfは、上記（７）式を用いることにより、内燃機関１０の状態をパラメータとして演算により求めることが可能である。このため、上記ステップ１０９では、燃料気化熱量Qfを正確に求めることができる。
【００８９】
但し、燃料気化熱量Qfを求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、燃料気化熱量Qfは、ポート噴射量と吸気弁温度Tvとをパラメータとして、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ１０９では、そのマップを参照して燃料気化熱量Qfを求めることとしてもよい。
【００９０】
（燃焼ガス受熱量Qbの算出）
図３に示すルーチンでは、次に、燃焼ガス受熱量Qbが算出される（ステップ１１０）。燃焼ガス受熱量Qbは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qb＝hb・（Tc−Tv）・dtb
hb＝０．０１３・Dc−０．２・Pc０．８・Uc０．８・Tc−０．５３  ・・・（８）
【００９１】
但し、上段の式中、hbは熱伝達率であり、下段の式により求めることができる。上段および下段の式中、Tcは前述した筒内ガス温度である。また、上段の式中、dtbは、燃焼ガスの温度が吸気弁２４に作用する時間であり、ここでは、機関回転数Neに基づいて算出することができる。
【００９２】
下段の式において、Dcはシリンダ径であり、既定の値として取り扱うことができる。Pcは筒内圧力であり、例えば、筒内圧センサにより実測することができる。また、Ucは、筒内２２のガス流速であり、これは、内燃機関１０の運転状態に基づいて公知の手法で推定することができる。
【００９３】
このステップ１１０においては、上記ステップ１０４で算出された筒内ガス温度Tcを用いて、上記（８）式に従い、燃焼ガス受熱量Qbが算出される。ここで用いる筒内ガス温度Tcは、前述したように、噴き分け率αの影響についても考慮に入れて、正確に算出された値である。それゆえ、上記ステップ１１０の処理によれば、噴き分け率αの影響も考慮に入れた、正確な燃焼ガス受熱量Qbを求めることができる。
【００９４】
但し、燃焼ガス受熱量Qbを求める手法は、上述したような筒内ガス温度Tcを含む演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、燃焼ガス受熱量Qbは、機関回転数Ne、機関負荷KL、吸気弁２４の開弁タイミングVT、燃料噴射量などの運転条件と、噴き分け率αとをパラメータとすることで、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ１１０では、そのマップを参照して燃焼ガス受熱量Qbを求めることとしてもよい。
【００９５】
（吸気弁温度Tvの更新）
上記の処理が終わると、次に、吸気弁温度Tvの更新処理が行われる（ステップ１１１）。ここでは、具体的には、先ず、今回の処理サイクルで得られた全ての受熱量に基づいて吸気弁２４の総受熱量（QgまたはQg'＋Qs−Qf＋Qb）が算出される。次に、総受熱量を吸気弁２４の比熱（既知であるものとする）で除することにより、今回の処理サイクルの間に生じた温度変化分ΔTvが算出される。最後に、現時点の吸気弁温度TvにΔTvを加えることにより、吸気弁温度Tvが最新値に更新される。
【００９６】
（燃料噴射量算出・燃料噴射実行）
以上のようにして最新の吸気弁温度Tvが求められたら、次に、その吸気弁温度Tvに基づいて、今回の作動サイクルにおいて吸気弁２４から蒸発する燃料量と吸気弁２４に残留する燃料量とが算出される（ステップ１１２）。この算出処理は、例えば、付着率・残留率によって表される公知の燃料挙動モデルを用いて行うことができる。
【００９７】
吸気弁２４から蒸発する燃料量および吸気弁２４に残留する燃料量が算出されたら、次に、それらの値に基づいて、ポートインジェクタ２０および筒内インジェクタ２３から噴射すべき燃料量が算出される（ステップ１１３）。具体的には、まず、筒内２２に実現される空燃比を目標空燃比とするために筒内２２に供給することが必要な燃料の量が算出される。次いで、その算出された供給燃料量を実現するためにポートインジェクタ２０および筒内インジェクタ２３から噴射することが必要な燃料の量が、吸気弁２４から蒸発する燃料量および吸気弁２４に残留する燃料量を算入した上で、公知の手法に基づき算出される。このようにしてポート噴射量および筒内噴射量が算出されたら、その算出された量の燃料をポートインジェクタ２０および筒内インジェクタ２３からそれぞれ噴射する処理が実行される（ステップ１１４）。
【００９８】
以上説明した通り、図３に示すルーチンによれば、吸気弁温度Tvに影響を与える受熱量を、流動ガス受熱量QgまたはQg'、接触面受熱量Qs、燃料気化熱量Qf、および燃焼ガス受熱量Qbに分けて、それぞれ個別に推定することができる。
【００９９】
特に、噴き分け率αの影響を受け易い燃焼ガス受熱量Qbについては、現在の噴き分け率αを反映させることにより、高精度に推定を行うことができる。
【０１００】
このような更新の手法によれば、内燃機関１０において生ずる様々な現象や、更には噴き分け率αの影響を、きめ細かく吸気弁温度Tvに反映させることができ、その推定精度を十分に高めることができる。このため、本実施形態のシステムによれば、吸気弁温度Tvを極めて高い精度で推定することが可能である。
【０１０１】
また、本実施形態では、流動ガス受熱量QgまたはQg'については、吹き返しの影響を考慮すべき場合と考慮する必要がない場合とを更に区別して推定することができる。そして、最終的には、それらの受熱量を統合して吸気弁温度Tvを更新することができる。
【０１０２】
そして、図３に示すルーチンによれば、そのような極めて高い精度で推定された吸気弁温度Tvを利用することにより、吸気弁２４から蒸発する燃料量や吸気弁２４に残留する燃料量を極めて高い精度で求めることができる。このため、内燃機関１０が暖機過程にある場合や、過渡運転状態にある場合であっても、筒内２２に流入する燃料の量を正確に算出することができる。よって、暖機過程や過渡運転状態においても、筒内２２の空燃比を正確に制御することができる。
【０１０３】
ところで、上述した実施の形態１においては、吸気弁温度Tvを推定するにあたって、流動ガス受熱量QgまたはQg'、および燃焼ガス受熱量Qbに加えて、接触面受熱量Qsおよび燃料気化熱量Qfをも考慮することとしているが、その推定の手法はこれに限定されるものではない。すなわち、接触面受熱量Qsおよび燃料気化熱量Qfが吸気弁温度Tvに与える影響は、流動ガス受熱量QgまたはQg'や、燃焼ガス受熱量Qbによる影響に比して小さいため、吸気弁温度Tvは、接触面受熱量Qsや燃料気化熱量Qfを考慮せずに推定することとしてもよい。
【０１０４】
尚、上述した実施の形態１においては、ECU４０が、ステップ１０３の処理を実行することにより前記第１の発明における「噴き分け率取得手段」が、上記ステップ１０４，１１０および１１１の処理を実行することにより前記第１の発明における「吸気弁温度推定手段」が、ステップ１０４および１１０の処理を実行することにより前記第２の発明における「燃焼ガス受熱量算出手段」が、ステップ１０４の処理を実行することにより前記第３の発明における「筒内ガス温度算出手段」が、それぞれ実現されている。
【０１０５】
また、上述した実施の形態１においては、ECU４０が、ステップ１０４の処理において上記（１）式の演算を実行することにより前記第４の発明における「ポート噴射時筒内ガス温度算出手段」が、ステップ１０４の処理において上記（２）式の演算を実行することにより前記第４の発明における「筒内噴射時筒内ガス温度算出手段」が、ステップ１０４の処理において上記（３）式の演算を実行することにより前記第４の発明における「噴き分け率織り込み手段」および前記第５の発明における「点火時期織り込み手段」が、それぞれ実現されている。
【０１０６】
また、上述した実施の形態１においては、ECU４０が、ステップ１０１の処理を実行することにより前記第６の発明における「初期温度推定手段」が、ステップ１０６または１０７の処理を実行することにより前記第６の発明における「流動ガス受熱量算出手段」が、上記ステップ１１１の処理を実行することにより前記第６の発明における「総受熱量算出手段」および「温度変化量算出手段」が、それぞれ実現されている。
【０１０７】
更に、上述した実施の形態１においては、ECU４０が、ステップ１０９の処理を実行することにより前記第７の発明における「気化熱量算出手段」が、ステップ１０８の処理を実行することにより前記第８の発明における「接触面受熱量算出手段」が、ステップ１０６において吸入ガス受熱量Qginを算出することにより前記第９の発明における「吸入ガス受熱量算出手段」が、ステップ１０７において吹き返し受熱量Qgbackを算出することにより前記第９の発明における「吹き返し受熱量算出手段」が、ステップ１０６または１０７において、流動ガス受熱量QgまたはQg'を算出することにより前記第９の発明における「最終受熱量算出手段」が、ステップ１１２および１１３の処理を実行することにより前記第１０の発明における「噴射量算出手段」が、それぞれ実現されている。
【図面の簡単な説明】
【０１０８】
【図１】本発明の実施の形態１のシステム構成を説明するための図である。
【図２】本発明の実施の形態１のシステムが吸気弁温度Tvを算出する手法を説明するための図である。
【図３】本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。
【図４】（Ａ）は点火時期影響係数γ1と筒内全体の平均空燃比A/Fとの関係を示した図であり、（Ｂ）は点火時期補正係数γと噴き分け率αとの関係を示した図である。
【図５】吹き返し量と、負荷KL、バルブオーバーラップVOL、機関回転数NEとの関係を示した図である。
【符号の説明】
【０１０９】
１０  内燃機関
１２  吸気通路
１４  排気通路
２０  ポートインジェクタ
２３  筒内インジェクタ
２４  吸気弁
２６，３０  可変動弁機構
２８  排気弁
４０  ECU(Electronic Control Unit)
【図１】
0004438750.tif 000002
【図２】
0004438750.tif 000003
【図３】
0004438750.tif 000004
【図４】
0004438750.tif 000005
【図５】
0004438750.tif 000006