(57)【要約】【課題】様々な運転状態に応じて内燃機関の吸気弁温度を精度良く推定すること。【解決手段】内燃機関１０の吸気弁２４が、筒内２２の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量Qbを算出する手段と、吸気弁２４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Qgを算出する手段と、吸気弁２４に付着した燃料が気化する際に、吸気弁２４から持ち去られる気化熱量Qfを算出する手段と、吸気弁２４が、弁座からの伝達により受熱する接触面受熱量Qsを算出する手段と、燃焼ガス受熱量Qb、流動ガス受熱量Qg、気化熱量Qf及び接触面受熱量Qsに基づいて、吸気弁２４が受ける総受熱量を算出する手段と、総受熱量に基づいて吸気弁２４の温度変化量ΔTvを算出する手段と、吸気弁２４の初期温度を推定する手段と、初期温度と温度変化量ΔTvとに基づいて、吸気弁２４の温度Tvを推定する手段と、内燃機関１０の運転状態に応じて、燃焼ガス受熱量Qb、流動ガス受熱量Qg、又は気化熱量Qfを算出するための数式又はマップを切り換える手段と、を備える。【選択図】図５
2007278096.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
内燃機関の吸気弁が、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と、
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と、
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と、
前記燃焼ガス受熱量、前記流動ガス受熱量、前記気化熱量及び前記接触面受熱量に基づいて、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、
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吸気弁温度推定手段と、
内燃機関の運転状態に応じて、前記燃焼ガス受熱量、前記流動ガス受熱量、又は前記気化熱量を算出するための数式又はマップを切り換える切換手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の吸気弁温度推定装置。
【請求項２】
前記切換手段は、失火、ノッキング又はプレイグが発生した場合に、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。
【請求項３】
内燃機関が備えるタンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブの開度を検知するバルブ運転状態検知手段を備え、
前記切換手段は、前記開度に応じて前記燃焼ガス受熱量又は前記流動ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。
【請求項４】
所定時に内燃機関への燃料供給を停止するフューエルカット手段を備え、
前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量、前記流動ガス受熱量及び前記気化熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。
【請求項５】
前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量の変化が一時遅れで近似される数式又はマップに切り換えることを特徴とする請求項４記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。
【請求項６】
内燃機関のシリンダが、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と、
前記シリンダが、冷却水から受ける冷却水受熱量を算出する冷却水受熱量算出手段と、
前記燃焼ガス受熱量及び前記冷却水受熱量に基づいて、前記シリンダ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シリンダの温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、
前記シリンダの初期温度を推定する初期温度推定手段と、
前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記シリンダの温度を推定するシリンダ温度推定手段と、
内燃機関の運転状態に応じて、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換える切換手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関のシリンダ温度推定装置。
【請求項７】
前記切換手段は、失火、ノッキング又はプレイグが発生した場合に、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする請求項６記載の内燃機関のシリンダ温度推定装置。
【請求項８】
内燃機関が備えるタンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブの開度を検知するバルブ運転状態検知手段を備え、
前記切換手段は、前記開度に応じて前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする請求項６記載の内燃機関のシリンダ温度推定装置。
【請求項９】
所定時に内燃機関への燃料供給を停止するフューエルカット手段を備え、
前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする請求項６記載の内燃機関のシリンダ温度推定装置。
【請求項１０】
前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量の変化が一時遅れで近似される数式又はマップに切り換えることを特徴とする請求項９記載の内燃機関のシリンダ温度推定装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は、内燃機関の吸気弁温度推定装置及びシリンダ温度推定装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、例えば特開平８−６１１１５号公報には、内燃機関の吸気弁の温度を、吸気弁の初期温度と点火回数から推定する方法が開示されている。
【０００３】
【特許文献１】特開平８−６１１１５号公報
【特許文献２】特開平１１−１４５０７号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、吸気弁を取り巻く環境は複雑であるため、点火の回数のみを基礎としたのでは、高精度にその温度を推定することはできない。より具体的には、吸気弁は、燃焼ガスとの間で熱を授受することに加えて、開弁時にその周囲を流動する流動ガス（新気や吹き返しのガス）との間でも熱の授受を行う。
【０００５】
そして、吸気弁と流動ガスとの間で授受される熱量は、必ずしも始動後の点火回数に対して相関を示すものではない。このため、上述した従来の手法によっては、既述した通り、吸気弁の温度を正確に推定することができない。
【０００６】
また、内燃機関の運転中には、失火、ノッキングなどの異常が発生する場合がある。また、減速時などにフューエルカット運転が行われる場合がある。上述した従来の手法によっては、このような条件下で吸気弁の温度を正確に推定することができない。同様に、内燃機関のシリンダ温度についても、上記従来の手法では、運転状態に応じてシリンダ温度を求めることはできない。
【０００７】
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、様々な運転状態に応じて内燃機関の吸気弁温度、シリンダ温度を精度良く推定することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の吸気弁が、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と、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と、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と、前記燃焼ガス受熱量、前記流動ガス受熱量、前記気化熱量及び前記接触面受熱量に基づいて、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、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吸気弁温度推定手段と、内燃機関の運転状態に応じて、前記燃焼ガス受熱量、前記流動ガス受熱量、又は前記気化熱量を算出するための数式又はマップを切り換える切換手段と、を備えることを特徴とする。
【０００９】
第２の発明は、第１の発明において、前記切換手段は、失火、ノッキング又はプレイグが発生した場合に、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする。
【００１０】
第３の発明は、第１の発明において、内燃機関が備えるタンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブの開度を検知するバルブ運転状態検知手段を備え、前記切換手段は、前記開度に応じて前記燃焼ガス受熱量又は前記流動ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする。
【００１１】
第４の発明は、第１の発明において、所定時に内燃機関への燃料供給を停止するフューエルカット手段を備え、前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量、前記流動ガス受熱量及び前記気化熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする。
【００１２】
第５の発明は、第４の発明において、前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量の変化が一時遅れで近似される数式又はマップに切り換えることを特徴とする。
【００１３】
第６の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関のシリンダが、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と、前記シリンダが、冷却水から受ける冷却水受熱量を算出する冷却水受熱量算出手段と、前記燃焼ガス受熱量及び前記冷却水受熱量に基づいて、前記シリンダ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シリンダの温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、前記シリンダの初期温度を推定する初期温度推定手段と、前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記シリンダの温度を推定するシリンダ温度推定手段と、内燃機関の運転状態に応じて、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換える切換手段と、を備えることを特徴とする。
【００１４】
第７の発明は、第６の発明において、前記切換手段は、失火、ノッキング又はプレイグが発生した場合に、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする。
【００１５】
第８の発明は、第６の発明において、内燃機関が備えるタンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブの開度を検知するバルブ運転状態検知手段を備え、前記切換手段は、前記開度に応じて前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする。
【００１６】
第９の発明は、第６の発明において、所定時に内燃機関への燃料供給を停止するフューエルカット手段を備え、前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えることを特徴とする。
【００１７】
第１０の発明は、第９の発明において、前記切換手段は、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、前記燃焼ガス受熱量の変化が一時遅れで近似される数式又はマップに切り換えることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１８】
第１の発明によれば、内燃機関の運転状態に応じて、燃焼ガス受熱量、流動ガス受熱量、又は気化熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、運転状態に応じた吸気弁の温度を精度良く推定することが可能となる。
【００１９】
第２の発明によれば、失火、ノッキング又はプレイグが発生した場合に、燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、これらの異常が発生した場合においても、吸気弁の温度を精度良く推定することが可能となる。
【００２０】
第３の発明によれば、タンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブの開度に応じて燃焼ガス受熱量又は流動ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、タンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブを備えたシステムにおいて、吸気弁の温度を精度良く推定することが可能となる。
【００２１】
第４の発明によれば、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、燃焼ガス受熱量、流動ガス受熱量及び気化熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、フューエルカットが行われた場合に吸気弁の温度を精度良く推定することが可能となる。
【００２２】
第５の発明によれば、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、燃焼ガス受熱量の変化が一時遅れで近似される数式又はマップに切り換えるため、燃焼ガス受熱量を正確に求めることが可能となり、吸気弁の温度を高精度に推定することが可能となる。
【００２３】
第６の発明によれば、内燃機関の運転状態に応じて、燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、運転状態に応じたシリンダの温度を精度良く推定することが可能となる。
【００２４】
第７の発明によれば、失火、ノッキング又はプレイグが発生した場合に、燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、これらの異常が発生した場合においても、シリンダの温度を精度良く推定することが可能となる。
【００２５】
第８の発明によれば、タンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブの開度に応じて燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、タンブルコントロールバルブ又はスワールコントロールバルブを備えたシステムにおいて、シリンダの温度を精度良く推定することが可能となる。
【００２６】
第９の発明によれば、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、燃焼ガス受熱量を算出するための数式又はマップを切り換えるため、フューエルカットが行われた場合にシリンダの温度を精度良く推定することが可能となる。
【００２７】
第１０の発明によれば、内燃機関への燃料供給が停止された場合に、燃焼ガス受熱量の変化が一時遅れで近似される数式又はマップに切り換えるため、燃焼ガス受熱量を正確に求めることが可能となり、シリンダの温度を高精度に推定することが可能となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２８】
以下、図面に基づいてこの発明のいくつかの実施の形態について説明する。尚、各図において共通する要素には、同一の符号を付して重複する説明を省略する。なお、以下の実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。
【００２９】
実施の形態１．
［実施の形態１の構成］
図１は、本発明の実施の形態１の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。
【００３０】
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インジェクタ２０が配置されている。
【００３１】
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。
【００３２】
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。
【００３３】
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２６，３０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。
【００３４】
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が装着されている。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、インジェクタ２０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。
【００３５】
［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の運転中は、インジェクタ２０によって吸気ポート内に燃料が噴射される。吸気ポート２０に噴射された燃料は、その一部が吸気弁２４に付着する。内燃機関１０の暖機が十分に進んでおり、吸気弁２４が高温となっている状況下では、付着した燃料が短時間で気化するため、その付着の影響が筒内に吸入される燃料量に大きく及ぶことはない。
【００３６】
しかしながら、吸気弁２４の温度が十分に上昇していない状況下では、そこに付着した燃料が開弁期間中に完全には気化しない事態が生ずる。この場合、筒内に流入する燃料量を正確に把握するためには、吸気弁２４に付着した燃料のうち、気化する燃料の割合を精度良く推定することが必要である。そして、その推定を精度良く推定するためには、内燃機関１０の暖機過程において、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、内燃機関１０が始動された後、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。
【００３７】
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２４の熱環境を説明するための図である。
【００３８】
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。
【００３９】
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Qg」と称す。
【００４０】
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。
【００４１】
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。
【００４２】
流動ガス受熱量Qg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は、吸気弁２４の開弁に伴って生ずる吹き返し量に基づいて判別される。より具体的には、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によって、吹き返し受熱量Qgbackを考慮する必要があるか否かが判別される。ここで、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。
【００４３】
図３（Ａ）〜図３（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。そして、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。
【００４４】
上述のように、判定値αは、流動ガス受熱量Qg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Qg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Qgとされる。
【００４５】
一方、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Qg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Qgとされる。
【００４６】
（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                              ・・・（１）
【００４７】
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に基づいて求めるものとする。
【００４８】
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。
【００４９】
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（１）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。
【００５０】
（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                          ・・・（２）
【００５１】
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、公知の手法で検知可能な筒内ガスの温度で代用することが可能である。また、dtは、機関回転数Neに基づいて求めるものとする。
【００５２】
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。
【００５３】
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（２）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。
【００５４】
吹き返しを考慮しない場合、流動ガス受熱量Qgは、上記（１）式を用いることにより算出することできる。また、吹き返しを考慮する場合、流動ガス受熱量Qgは、上記（１）式の算出結果と上記（２）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Qgは、吹き返しの影響を考慮しない場合も、その影響を考慮する場合も演算により算出することが可能である。
【００５５】
（流動ガス受熱量Qgの他の算出手法の例）
但し、流動ガス受熱量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、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を求めることとしてもよい。
【００５６】
（接触面受熱量Qsの算出）
次に、接触面受熱量Qsの算出について説明する。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                      ・・・（３）
【００５７】
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。
【００５８】
接触面受熱量Qsは、上記（３）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、本実施形態では、接触面受熱量Qsを正確に求めることができる。
【００５９】
また、接触面受熱量Qsを求める際には、以下の（３）’式により、バルブリフト期間VLを考慮した上で、単位時間当たりのバルブシートからの伝熱量Qsを算出しても良い。
Qs=HT×(Tw_v-THW)×(NE×(720-VL)/(60×2×720)                 ・・・（３）’
（３）’式において、HTはバルブシートと冷却水路との間の熱抵抗の逆数、Tw_vは吸気弁２４のバルブ壁温、THWは冷却水温、NEはエンジン回転数、VLはバルブ開弁期間(deg)である。
【００６０】
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、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。
【００６１】
（燃料気化熱量Qfの算出）
次に、燃料気化熱量Qfの算出について説明する。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                    ・・・（４）
【００６２】
上記（４）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、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。
【００６３】
燃料気化熱量Qfは、上記（４）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、本実施形態の手法によれば、燃料気化熱量Qfを正確に求めることができる。
【００６４】
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、燃料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、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。
【００６５】
（燃焼ガス受熱量Qbの算出）
次に、燃焼ガス受熱量Qbの算出について説明する。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  ・・・（５）
【００６６】
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。Tcは筒内２２のガス温度であり、例えば、内燃機関１０の運転状態に基づいて、公知の手法により推定することができる。また、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。
【００６７】
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およびTcは、それぞれ、筒内２２のガス流速およびガス温度である。これらは、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。
【００６８】
燃焼ガス受熱量Qbは、上記（５）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、本実施形態の手法によれば、燃焼ガス受熱量Qbを正確に求めることができる。
【００６９】
但し、燃焼ガス受熱量Qb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、更には、燃料噴射量など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、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。
【００７０】
次に、以上のようにして算出される流動ガス受熱量Qg、接触面受熱量Qs、燃料気化熱量Qf、燃焼ガス受熱量Qbに基づいて、吸気弁温度Tvを算出する手法を説明する。図４のフローチャートチャートは、上述した方法で機関運転中に吸気弁温度Tvを算出する処理を示している。先ず、ステップＳ１では、各気筒の吸気弁温度Tvの初期値が設定される。機関始動時に初期値を設定する場合は、前回の機関停止時から十分に時間が経過しているものとして、各気筒の吸気弁温度Tvが冷却水温Twに設定される。
【００７１】
次のステップＳ２では、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測される。具体的には、吸入空気量Gaや機関回転数Neに加えて、可変動弁機構２６の状態、つまり、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などが検知される。
【００７２】
次のステップＳ３では、以降の処理で吸気弁温度Tvを求める気筒を特定するため、気筒番号ｎが設定される。ここでは、現時点で設定されている気筒番号ｎに１を加算する処理が行われる（ｎ＝ｎ＋１）。ここで、気筒番号ｎの初期値は０とされている。従って、初めてステップＳ３の処理が行われる場合は、気筒番号ｎが１に設定される。一方、後述するステップＳ９からステップＳ３へ戻った場合は、ステップＳ９で設定されている気筒番号ｎに１が加算され、新たな気筒番号ｎが設定される。
【００７３】
続くステップＳ４〜Ｓ７では、上述した方法に基づいて、気筒番号ｎの気筒において、流動ガス受熱量Qg、接触面受熱量Qs、燃料気化熱量Qf、燃焼ガス受熱量Qbを算出する。
【００７４】
すなわち、ステップＳ４では流動ガス受熱量Qgを算出し、ステップＳ５では接触面受熱量Qsを算出し、ステップＳ６では燃料気化熱量Qfを算出し、ステップＳ７では燃焼ガス受熱量Qbを算出する。
【００７５】
上記の処理が終わると、次のステップＳ８において、気筒番号ｎの気筒において、吸気弁温度Ｔｖの更新処理が行われる。ここでは、ステップＳ４〜Ｓ７の処理サイクルで得られた全ての熱量に基づいて、吸気弁２４の総受熱量（Qg+Qs-Qf＋Qb））が算出される。そして、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。
【００７６】
次のステップＳ９では、現時点で設定されている気筒番号ｎの値が全気筒数Ｎに達しているか否かを判定する。気筒番号ｎの値が全気筒数Ｎに達していない場合は、ステップＳ３へ戻る。この場合、ステップＳ３で気筒番号ｎに１が加算され、上記と同様に次の気筒の各熱量Qg, Qs, Qf, Qbが算出され、ステップＳ８で吸気弁温度Ｔｖが最新値に更新される。
【００７７】
ステップＳ９で気筒番号ｎが全気筒数Ｎに達している場合は、ステップＳ１０へ進む。ステップＳ１０では吸気弁温度Tvを推定するサイクルを更新するか否かを判定し、サイクルを更新する場合は、ステップＳ２へ戻り、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測される。そして、更新したサイクルにおいてステップＳ３〜Ｓ９の処理を行い、各気筒の吸気弁温度Tvを更新する。内燃機関１０の運転中は、常にサイクルが更新されて所定サイクル毎に吸気弁温度Tvが更新される。一方、内燃機関１０の運転が停止した場合は、サイクルを更新せずに処理を終了する(RETURN)。
【００７８】
図４の処理によれば、内燃機関１０の運転中に各気筒の吸気弁温度Tvを更新することができる。従って、機関運転中に各気筒の吸気弁温度Tvを正確に求めることが可能となる。
【００７９】
次に、内燃機関１０の運転中にノッキング、失火、プレイグ等の異常が発生した場合の処理について説明する。図５は、一例として、内燃機関１０の運転中に失火が発生した場合の処理を示している。なお、失火の発生は、例えばトルクセンサによりクランク軸の回転変動を検出することにより判別できる。また、ノッキングの発生はノックセンサにより判別できる。図５の処理は、図４のステップＳ７に置き換えて行われるものである。ここでは、上述したマップを用いる手法により燃焼ガス受熱量Qbを算出するものとする。
【００８０】
先ず、ステップＳ１１では、失火が発生したか否かを判定する。そして、失火が発生した場合はステップＳ１２へ進む。ステップＳ１２では、失火時の燃焼ガス受熱量Qbsを算出する。ここでは、機関回転数、負荷などの運転条件を引数として、失火発生時のマップを用いて燃焼ガス受熱量Qbsを算出する。
【００８１】
ステップＳ１２の後はステップＳ１３へ進み、ステップＳ１２で算出された燃焼ガス受熱量Qbsを反映させて燃焼ガス受熱量Qbを算出する。ステップＳ１３の後は、処理を終了する(RETURN)。
【００８２】
一方、ステップＳ１１で失火が生じていないと判定された場合は、ステップＳ１４へ進む。この場合は、運転条件を引数とする通常運転時のマップから燃焼ガス受熱量Qbnを算出する。そして、次のステップＳ１３では、熱量Qbnを反映させて燃焼ガス受熱量Qbを算出する。ステップＳ１３の後は、処理を終了する(RETURN)。
【００８３】
図５の処理によれば、失火が発生した場合は、失火発生時のマップに基づいて燃焼ガス受熱量Qbを算出するため、失火時においても燃焼ガス受熱量Qbを正確に算出することができる。また、ノッキング、プレイグ等の異常が発生した場合においても、同様の手法でマップを切り換えることにより、燃焼ガス受熱量Qbを正確に算出することができる。従って、異常発生時における吸気弁２４の温度Tvを高精度に算出することが可能となる。
【００８４】
なお、図５の処理では、失火発生時に燃焼ガス受熱量Qbを算出するマップを切り換えることとしているが、上述した（５）式から燃焼ガス受熱量Qbを算出する場合は、熱伝達率hbを算出するマップを切り換えるようにしても良い。
【００８５】
以上説明したように実施の形態１によれば、内燃機関１０の運転中にノッキング、失火、プレイグ等の異常が発生した場合においても、燃焼ガス受熱量Qbを正確に算出することができる。従って、異常発生時においても、吸気弁温度Tvを精度良く算出することが可能となる。
【００８６】
実施の形態２．
次に、本発明の実施の形態２について説明する。実施の形態２の基本的な処理の流れは、実施の形態１と同様である。実施の形態２は、筒内のタンブル流を制御するタンブル・コントロール・バルブ（ＴＣＶ）、又は筒内のスワール流を制御するスワール・コントロール・バルブ（ＳＣＶ）を備えた内燃機関において、TCV又はSCVの開度に応じて、流動ガス受熱量Qg、燃焼ガス受熱量Qbを求めるマップを切り換えるものである。なお、実施の形態２では、実施の形態１で説明したマップを用いる手法により流動ガス受熱量Qg、燃焼ガス受熱量Qbを算出するものとする。
【００８７】
図６は、ＴＣＶ又はＳＣＶが設けられた内燃機関１０を示す模式図である。ここで、図６（Ａ）は、ＴＣＶ４２が設けられた内燃機関１０を示している。図６（Ａ）の構成によれば、ＴＣＶ４２の開度θを制御することで、筒内のタンブル流を制御することができる。また、図６（Ｂ）は、ＳＣＶ４４が設けられた内燃機関１０を示している。図６（Ｂ）の構成によれば、ＳＣＶ４４の開度θを制御することで、筒内のスワール流を制御することができる。
【００８８】
ＴＣＶ４２又はＳＣＶ４４の開度を可変すると、吸入空気の流れが変化するため、流動ガス受熱量Qgが変化する。例えば、ＴＣＶ４２の開度θが大きくなる方向に閉じると、タンブル流が強くなるため、流動ガスによって吸気弁２４が冷却され、流動ガス受熱量Qgが変化する。このため、流動ガス受熱量Qgを正確に求めるためには、ＴＣＶ４２又はＳＣＶ４４の開度を考慮する必要がある。図７は、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の開度に応じて流動ガス受熱量Qgを算出する処理を示すフローチャートである。図７の処理は、図４のステップＳ４に置き換えて行われるものである。
【００８９】
先ず、ステップＳ２１では、ＴＣＶ４２（またはＳＣＶ４４）の運転状態（開度θ）を検出する。次のステップＳ２２では、ＴＣＶ４２（またはＳＣＶ４４）の運転状態に応じて、流動ガス受熱量Qgのマップを切り換える。次のステップＳ２３では、ステップＳ２２で切り換えたマップを用いて、流動ガス受熱量Qgを算出する。ステップＳ２３の後は処理を終了する(RETURN)。
【００９０】
図７の処理によれば、ＴＣＶ４２（またはＳＣＶ４４）の運転状態（開度θ）に応じて、マップから流動ガス受熱量Qgを算出することができる。従って、ＴＣＶ４２またはＳＣＶ４４を備えた内燃機関１０において、吸気弁温度Tvを高精度に算出することが可能となる。
【００９１】
また、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の開度が変化すると、筒内の燃焼状態が変化するため、燃焼ガス受熱量Qbも変化する。従って、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の開度に応じて、図７と同様の手法で燃焼ガス受熱量Qbのマップを切り換える処理を行う。これにより、ＴＣＶ４２（またはＳＣＶ４４）の運転状態（開度）に応じて、燃焼ガス受熱量Qbを正確に算出することが可能となり、吸気弁温度Tvを高精度に算出することが可能となる。
【００９２】
なお、上述の処理では、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の開度に応じて、流動ガス受熱量Qg、燃焼ガス受熱量Qbを算出するマップを切り換えることとしているが、上述した（１）式、（２）式、（５）式から流動ガス受熱量Qg、燃焼ガス受熱量Qbを算出する場合は、熱伝達率hgin, hgback, hbを算出するマップを切り換えるようにしても良い。
【００９３】
以上説明したように実施の形態２によれば、ＴＣＶ４２、またはＳＣＶ４４を備えた内燃機関１０において、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の開度に応じて、流動ガス受熱量Qg、燃焼ガス受熱量Qbを精度良く算出することができる。従って、ＴＣＶ４２、またはＳＣＶ４４を備えた内燃機関１０の吸気弁温度Tvを精度良く求めることが可能となる。
【００９４】
実施の形態３．
次に、本発明の実施の形態３について説明する。実施の形態３の基本的な処理の流れは、実施の形態１と同様である。実施の形態３は、内燃機関１０の運転中にフューエルカットが行われた場合に、吸気弁温度Tvを正確に推定するものである。
【００９５】
内燃機関１０の運転中にフューエルカットが行われると、燃料噴射弁２０からの燃料噴射が停止するため、燃料気化熱量Qfが０となる。従って、実施の形態１の図４の処理において、ステップＳ２でフューエルカットが行われていることが検知された場合は、図４のステップＳ６において、Qf=0とされる。
【００９６】
また、フューエルカットが行われると、吸入空気と噴射燃料との間での熱の授受がなくなるため、通常運転時に対して吸入空気温度が変化する。具体的には、フューエルカット中は吸入空気が噴射燃料によって冷却されないため、通常時よりも吸入空気の温度が高くなる。このため、フューエルカット中の流動ガス受熱量Qgは通常運転時と異なる値となる。本実施形態では、フューエルカット中は、マップを切り換えて流動ガス受熱量Qgを算出する。これにより、フューエルカット中の流動ガス受熱量Qgを精度良く算出することができる。
【００９７】
更に、フューエルカット中は筒内で燃焼が行われないため、燃焼ガス受熱量Qbが通常運転時に比べて低下する。図８は、フューエルカット時に燃焼ガス受熱量Qbが変化する様子を示す模式図である。
【００９８】
図８において、横軸はサイクル数を、縦軸は燃焼ガス受熱量Qbを示している。図８では、サイクルｎ１の時点でフューエルカットが開始され、サイクルｎ２の時点でフューエルカットが終了するものとする。従って、サイクルｎ１からサイクルｎ２までの間は、燃料噴射弁２０からの燃料噴射が停止される。
【００９９】
サイクルｎ１以前には、筒内で燃焼が行われているため、燃焼ガス受熱量Qbは、ファイアリング定常時の熱量Qb1となる。サイクルｎ１でフューエルカットが開始されると、筒内では燃焼が行われないため、ピストン、シリンダ壁温が低下するのに従い筒内ガス温が低下し、燃焼ガス受熱量QbはQb2まで不連続に低下する。その後、燃焼ガス受熱量Qbは、サイクルｎ１から所定の遅れを経てモータリング定常時の熱量Qb3まで低下する。ここで、Qb3は、燃焼が行われずに、モータリングによりクランク軸が回転している際に吸気弁２４が筒内ガスから受ける熱量である。
【０１００】
サイクルｎ２でフューエルカットが終了すると、筒内で燃焼が行われるため、燃焼ガス受熱量はQb4まで不連続に上昇する。その後、サイクルｎ２から所定の遅れを経てファイアリング定常時の熱量Qb1に復帰する。
【０１０１】
このように、サイクルｎ１でフューエルカットを開始すると、燃焼ガス受熱量Qbは直後にQb2まで低下するが、以降は所定の遅れを伴ってモータリング定常時の熱量Qb3に到達する。同様に、サイクルｎ２でフューエルカットから通常運転に切り換えると、燃焼ガス受熱量は直後にQb4まで上昇するが、以降は所定の遅れを伴ってファイアリング定常時の熱量Qb1に復帰する。従って、フューエルカットの前後において、サイクル毎の燃焼ガス受熱量Qbを正確に求めるためには、図８に示すような遅れを考慮した上で燃焼ガス受熱量Qbを求める必要がある。
【０１０２】
このため、本実施形態では、フューエルカット時の燃焼ガス受熱量Qbを、運転切り換え時に生じる遅れを考慮した上で算出することとしている。これにより、フューエルカット中及びその前後における燃焼ガス受熱量Qbを高精度に算出することができ、吸気弁温度Ｔｖを精度良く算出することが可能となる。
【０１０３】
具体的には、ファイアリング定常時の熱量Qb1、モータリング定常時の熱量Qb3は、運転条件をパラメータとするマップから算出する。また、フューエルカット開始時の初期の燃焼ガス受熱量Qbの減少量は、図８に示すように、Qb1とQb3との差分に係数αを乗算することで算出される。すなわち、Qb2は以下の式から算出される。
Qb2=Qb1-(Qb1-Qb3)×α
上式において、変化割合αは運転条件をパラメータとするマップから算出される。
【０１０４】
また、フューエルカット開始後、燃焼ガス受熱量がQb2からQb3まで低下する様子は、一時遅れ（時定数τ１）で近似することができる。本実施形態では、この一時遅れを表す時定数τ１も運転条件をパラメータとするマップから算出される。
【０１０５】
同様に、フューエルカット終了時の初期の熱量の増加量は、Qb1とQb3との差分に係数βを乗算することで算出される。すなわち、Qb4は以下の式から算出される。
Qb4=Qb1+(Qb1―Qb3)×β
上式において、変化割合βは運転条件をパラメータとするマップから算出される。
【０１０６】
また、フューエルカット終了時に、燃焼ガス受熱量がQb4からQb1まで上昇する様子も、一時遅れ（時定数τ２）で近似することができる。本実施形態では、この一時遅れを表す時定数τ２も運転条件をパラメータとするマップから算出される。
【０１０７】
従って、マップから算出される熱量Qb1, Qb3、係数α，β、時定数τ１，τ２に基づいて、図８に示すような燃焼ガス受熱量Qbが変化する特性を算出することができる。従って、フューエルカット中およびその前後において、燃焼ガス受熱量Qbを正確に算出することが可能となる。なお、実施の形態３においても、熱伝達率のマップを温度に応じて切り換えるようにしても良い。
【０１０８】
また、連続的に失火、ノッキングが発生した場合は、フューエルカットが行われた場合と同様に、燃焼ガス受熱量Qbが低下し、燃焼ガス受熱量Qbの変化は一時遅れで近似することができる。従って、フューエルカット時と同様のマップを別に記憶しておくことで、連続的に失火、ノッキングが発生した場合においても、燃焼ガス受熱量Qbを正確に求めることが可能となり、吸気弁温度Tvを精度良く算出することが可能となる。
【０１０９】
以上説明したように実施の形態３によれば、内燃機関１０の運転中にフューエルカットが行われた場合に、燃料気化熱量Qf、流動ガス受熱量Qg、および燃焼ガス受熱量Qbを精度良く算出することができる。従って、フューエルカットが行われた場合に、吸気弁温度Tvを高精度に算出することが可能となる。
【０１１０】
実施の形態４．
次に、本発明の実施の形態４について説明する。実施の形態１〜３では、吸気弁温度Tvを推定する手法について説明したが、同様の手法によりシリンダ壁温を推定することができる。実施の形態４は、内燃機関１０の運転中にシリンダ壁温を推定するものである。
【０１１１】
以下、内燃機関１０の運転中にシリンダ壁温を推定する方法を説明する。図９は、ピストンのエネルギーバランスを示す模式図である。ピストンは燃焼室のガスからエネルギーを受け、燃焼室、エンジンオイル、噴射燃料へエネルギーを放出する。以下の（６）式は、このエネルギーバランスを時間微分して数式で表したものである。
【０１１２】
【数１】
2007278096.tif 000003
【０１１３】
（６）式において、Ｃｇは燃焼室ガス（筒内ガス）とピストンとの間の熱伝達係数、Ｔｇは燃焼室ガスの温度、ｔｈｐはピストンの温度、Ｃｃはピストンとシリンダとの間の熱伝達係数、Ｔｃはシリンダ壁温、Ｃｏはピストンとエンジンオイルとの間の熱伝達係数、Ｔｏはエンジンオイルの温度、Ｃｆはピストンと噴射燃料との間の熱伝達係数、Ｔｆは噴射燃料の温度を示している。また、ｍｐ’はピストンの比熱を示している。
【０１１４】
（６）式を変形すると、以下の（７）式が得られる。（７）式において、ｍｐ＝ｍｐ’／Ｃｇ、Ｃ１＝Ｃｃ／Ｃｇ、Ｃ２＝Ｃｏ／Ｃｇ、Ｃ３＝Ｃｆ／Ｃｇである。
【０１１５】
【数２】
2007278096.tif 000004
【０１１６】
また、（７）式を演算のために離散化すると以下の（８）式が得られる。（８）式において、Δｔは演算周期である。（８）式の演算を演算周期Δｔで逐次計算すると、ピストン温度ｔｈｐ（ｋ＋１）を逐次求めることができる。
【０１１７】
【数３】
2007278096.tif 000005
【０１１８】
また、シリンダ壁温は、以下の（９）式から算出することができる。（９）式において、Ｃｉｎは燃焼室ガス（筒内ガス）とシリンダとの間の熱伝達係数、Ｃｏｕｔはシリンダと冷却水温との間の熱伝達係数、ｔｈｗは冷却水温を表している。また、ｍｃ’はシリンダの比熱を示している。
【０１１９】
【数４】
2007278096.tif 000006
【０１２０】
（８）式、（９）式に基づいてピストンの温度、シリンダ壁温を算出する場合においても、実施の形態１と同様に、失火、ノッキングなどの異常が発生している場合は、各伝達係数のマップを切り換えることでピストン温度、シリンダ壁温を正確に算出することができる。具体的には、失火が発生した場合は、伝達係数Ｃｇ，Ｃｉｎを算出するマップを切り換えることで、失火に応じたピストン温度、シリンダ壁温を算出することができる。
【０１２１】
また、実施の形態２のようにＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４を備えた内燃機関１０の場合は、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の開度が変わると燃焼室ガスの温度が変化するため、伝達係数Ｃｇ，Ｃｉｎを算出するマップを切り換えることで、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の開度に応じたピストン温度、シリンダ壁温を算出することができる。
【０１２２】
また、実施の形態３のようにフューエルカットが行われる場合は、燃料を噴射しないため、伝達係数Ｃｇ，Ｃｆ，Ｃｉｎを算出するマップを切り換えることで、フューエルカット時のピストン温度、シリンダ壁温を算出することができる。この場合、実施の形態３と同様に、伝熱量の変化を一時遅れで近似して伝達係数を求めることが好適である。
【０１２３】
以上説明したように実施の形態４によれば、内燃機関１０の運転中にピストン温度、シリンダ壁温を推定することが可能となる。そして、失火、ノッキングなどの異常が生じた場合、ＴＣＶ４２、ＳＣＶ４４の運転状態が変化した場合、またはフューエルカットが行われた場合は、対応する熱伝達係数を算出するマップを切り換えることで、ピストン温度、シリンダ壁温を精度良く算出することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【０１２４】
【図１】本発明の実施の形態１の構成を説明するための図である。
【図２】実施の形態１のシステムが吸気弁の温度Tvを算出する原理を説明するための図である。
【図３】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。
【図４】機関運転中に吸気弁温度Ｔｖを算出する処理を示すフローチャートである。
【図５】内燃機関の運転中に失火が発生した場合の処理を示すフローチャートである。
【図６】ＴＣＶ又はＳＣＶが設けられた内燃機関を示す模式図である。
【図７】ＴＣＶ、ＳＣＶの開度に応じて流動ガス受熱量Ｑｇを算出する処理を示すフローチャートである。
【図８】フューエルカット時に燃焼ガス受熱量Qbが変化する様子を示す模式図である。
【図９】ピストンのエネルギーバランスを示す模式図である。
【符号の説明】
【０１２５】
１０  内燃機関
２２  筒内
２４  吸気弁
４０  ＥＣＵ
４２  ＴＣＶ
４４  ＳＣＶ
【図１】
2007278096.tif 000007
【図２】
2007278096.tif 000008
【図３】
2007278096.tif 000009
【図４】
2007278096.tif 000010
【図５】
2007278096.tif 000011
【図６】
2007278096.tif 000012
【図７】
2007278096.tif 000013
【図８】
2007278096.tif 000014
【図９】
2007278096.tif 000015