JP2007002737A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 吸気弁における燃料付着の影響を考慮して、機関始動時の燃料噴射量を最適に制御することで、燃焼状態を良好にする。
【解決手段】 内燃機関１０の吸気通路１２内に燃料を噴射するインジェクタ２０と、吸気弁２４の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、冷却水温を取得する水温センサ３４と、機関始動時に、吸気弁２４の温度及び冷却水温に基づいてインジェクタ２０からの燃料噴射量を制御する噴射量制御手段と、を備える。吸気弁の温度及び冷却水温に基づいてインジェクタ２０からの燃料噴射量を制御するため、吸気弁２４に付着した燃料の挙動を考慮した上で燃料噴射量を高い精度で制御することが可能となり、機関の始動性、エミッションを向上することが可能となる。
【選択図】 図４

Description

この発明は、内燃機関の制御装置に関する。

従来、例えば特開平７−２８６５４０号公報には、機関始動後に基本燃料噴射量を算出するとともに、始動後の燃料噴射量の補正係数を冷却水温から算出し、冷却水温による燃料噴射量の補正を行う技術が開示されている。

特開平７−２８６５４０号公報 特開平８−４９５８１号公報 特開平９−１５８７５７号公報

しかしながら、内燃機関の吸気ポートに噴射された燃料の一部は、吸気ポートに配置された吸気弁に付着し、吸気弁からの熱を受けて気化した後に筒内に送られる。この際、吸気弁の温度と冷却水温は必ずしも一致しないため、冷却水温に基づく制御では、筒内に送られる燃料量を正確に求めることは困難である。このため、冷却水温に基づいて燃料噴射量を決定する方法では、筒内の燃焼状態を最適に制御することが困難となり、エミッションの低下、ドライバビリティの悪化などを招来する虞がある。

特に、機関停止後、長時間が経過することなく再始動が行われた場合は、機関停止中の吸気弁温度の低下量が少なく、再始動時に吸気弁温度と冷却水温の乖離が大きくなる。このため、冷却水温に基づく制御では、吸気弁に付着した燃料の挙動を考慮して燃料噴射量を最適に制御することは困難である。また、機関を始動した後においては、吸気弁温度は冷却水温よりも早く上昇するため、冷却水温に基づいて燃料噴射量を制御した場合、筒内へ供給される燃料量がオーバーリッチになり、エミッションの悪化、失火等の発生要因となる場合がある。

この発明は、上述のような問題を解決するためになされたものであり、吸気弁における燃料付着の影響を考慮して、機関始動時の燃料噴射量を最適に制御することで、燃焼状態を良好にすることを目的とする。

第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の吸気通路内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、冷却水温を取得する冷却水温取得手段と、機関始動時に、前記吸気弁の温度及び前記冷却水温に基づいて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を制御する噴射量制御手段と、を備えたことを特徴とする。

第２の発明は、第１の発明において、前記燃料噴射量制御手段は、基本噴射量と当該基本噴射量に対する増量補正量とに基づいて前記燃料噴射量を制御し、前記増量補正量は、少なくとも機関始動時の前記吸気弁の温度に基づいて決定される所定量を初期値として時間減衰する第１の補正量と、少なくとも機関始動時の前記冷却水温に基づいて決定される所定量を初期値として時間減衰する第２の補正量とに基づいて決定されることを特徴とする。

第３の発明は、第２の発明において、前記吸気弁温度推定手段は、少なくとも機関停止時の前記吸気弁の温度及び機関停止から機関再始動までの経過時間に基づいて、機関始動時に前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする。

第４の発明は、第３の発明において、前記経過時間が所定時間以上の場合は、前記吸気弁の温度が前記冷却水温と同等であるとみなして、前記冷却水温に基づいて前記第１の補正量の初期値を決定することを特徴とする。

第５の発明は、第３の発明において、前記吸気弁温度推定手段により推定された機関始動時の前記吸気弁の温度と、機関停止時の前記冷却水温との差分が所定値以下の場合は、前記吸気弁の温度が前記冷却水温と同等であるとみなして、前記冷却水温に基づいて前記第１の補正量の初期値を決定することを特徴とする。

第６の発明は、第２〜第５の発明のいずれかにおいて、前記燃料噴射量制御手段は、前記基本噴射量と前記増量補正量に基づく前記燃料噴射量の制御を機関始動から所定サイクルの経過後に開始し、機関始動から所定サイクルが経過する以前においては、前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を所定の適合値に設定することを特徴とする。

第１の発明によれば、吸気弁の温度及び冷却水温に基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量を制御するため、特に吸気弁の温度が大きく低下していない再始動時において、吸気弁に付着した燃料の挙動を考慮した上で燃料噴射量を高い精度で制御することが可能となる。従って、機関の始動性、エミッションを向上することが可能となる。

第２の発明によれば、少なくとも機関始動時の吸気弁の温度に基づいて決定される所定量を初期値として時間減衰する第１の補正量に基づいて増量補正量を決定するため、吸気弁の温度に応じた付着燃料の挙動を考慮した上で燃料噴射量を正確に制御することが可能となる。また、少なくとも冷却水温に基づいて決定される所定量を初期値として時間減衰する第２の補正量に基づいて増量補正量を決定するため、内燃機関を安定して運転することができ、始動時のドライバビリティを良好にすることができる。

第３の発明によれば、機関停止時の吸気弁の温度及び機関停止から機関再始動までの経過時間に基づいて、機関始動時の吸気弁の温度を推定するため、吸気弁の温度を高い精度で推定することが可能になる。

第４の発明によれば、機関停止から機関再始動までの経過時間が所定時間以上の場合は、吸気弁の温度が冷却水温と同等であるとみなして、冷却水温に基づいて第１の補正量の初期値を決定するため、簡素な処理で機関始動時の燃料噴射量を制御することができる。

第５の発明によれば、機関始動時の吸気弁の温度と機関停止時の冷却水温との差分が所定値以下の場合は、吸気弁の温度が冷却水温と同等であるとみなして、冷却水温に基づいて第１の補正量の初期値を決定するため、簡素な処理で機関始動時の燃料噴射量を制御することができる。

第６の発明によれば、基本噴射量と増量補正量に基づく燃料噴射量の制御を機関始動から所定サイクルの経過後に開始するため、所定サイクルの経過後における燃料噴射量を高い精度で制御することが可能となる。また、機関始動から所定サイクルが経過する以前においては、燃料噴射量を所定の適合値に設定するため、始動から所定サイクルが経過する以前において内燃機関を安定して運転することができる。

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。

実施の形態１．
図１は、本発明の一実施形態に係る内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。図１のシステムは内燃機関１０を備えており、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。

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。

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、開閉タイミング、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。吸気弁２４が閉弁されると、吸気弁２４の傘部の外縁がシリンダヘッドに設けられた弁座（バルブシート）に密着し、吸気通路１２から筒内２２への流れが遮断される。

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、開閉タイミング、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。

本実施形態のシステムでは、上述のように吸気弁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良い。

内燃機関１０の各気筒はピストン３８を備えている。ピストン３８には、その往復運動によって回転駆動されるクランク軸３６が連結されている。車両駆動系と補機類（エアコンのコンプレッサ、オルタネータ、トルクコンバータ、パワーステアリングのポンプ等）は、このクランク軸３６の回転トルクによって駆動される。クランク軸３６の近傍には、クランク角センサ３２が取り付けられている。クランク角センサ３２によれば、クランク軸３６の回転数、すなわち、機関回転数を検出することができる。また、内燃機関１０には、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。

図１に示すように、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，クランク角センサ３２、水温センサ３４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。

このように構成された本実施形態のシステムにおいて、内燃機関１０の運転中は、インジェクタ２０によって吸気通路１２の吸気ポートに燃料が噴射される。吸気ポート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。

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吸気弁２４の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行うためには、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の再始動時に吸気弁２４の温度推定を行い、推定した温度に基づいて各気筒におけるインジェクタ２０からの燃料噴射量を補正することとした。

図２は、始動時の燃料噴射量の補正値を示す特性図である。図２において、横軸は機関始動後からの経過時間を示している。また、縦軸は基本噴射量に対する補正量を示している。基本噴射量は、吸入空気量Ｇａと理論空燃比から定まる噴射量である。また、補正量は、基本噴射量に対する倍率で表される。

内燃機関１０の始動直後においては、機関始動性を良好に保つとともに、排気のエミッションを良好にするため、基本噴射量に対する増量補正が行われる。本実施形態のシステムでは、図２中に示す補正量ａと補正量ｂに基づいて基本噴射量に対する増量補正が行われる。より詳細には、補正量ａと補正量ｂを合計して得られる噴射増量率ｋ（＝ａ＋ｂ）を基本噴射量に乗算することで燃料噴射量の増量補正を行う。

補正量ａはドライバビリティを安定させるための補正値であり、理論空燃比に対して補正量ａで示される増量を行うことで、始動直後のドライバビリティを安定させた状態で内燃機関１０を運転できる。

一方、補正量ｂは、吸気弁２４または吸気ポート等への燃料付着に起因する筒内への燃料供給量の変動を補うための補正値であり、筒内の空燃比を適正にすることで排気ガスのエミッションを向上するために用いられる。特に冷間始動時においては、このような燃料付着に起因して筒内への燃料供給量が減少する。従って、補正量ｂに基づいてインジェクタ２０からの燃料噴射量を増量することで、筒内に所望の燃料量を供給することができる。

このように、本実施形態によれば、ドライバビリティを安定させるための補正量ａと、空燃比を所望の値にするための補正量ｂの双方を用いて増量補正を行うため、始動直後の燃料噴射量を最適に制御することができる。

なお、図２に示すように、補正量ａ，ｂによる基本噴射量の増量補正は、機関始動から数サイクル（例えば１〜３サイクル程度）を経過した後から開始される。機関始動から数サイクルの間の燃料噴射量は、冷却水温、バッテリー電圧等に基づいて定められる適合値とされる。

始動後、機関が暖機されていくと、ドライバビリティが安定し、また吸気弁２４等への燃料付着量も少なくなるため、補正量ａ，ｂの値を減少させる制御が行われる。この際、補正量ａは、時間の経過に伴って、初期値ａ_０から減衰率αに従って減少する。また、補正量ｂは、時間の経過に伴って、初期値ｂ_０から減衰率βに従って減少する。図２に示すように、補正量ａと補正量ｂは異なる減衰特性を有しており、始動からｎサイクルが経過した後の補正量ａ_ｎ，ｂ_ｎの値は以下の式から算出される。
ａ_ｎ＝ａ_ｎ−１＊α
ｂ_ｎ＝ｂ_ｎ−１＊α
ここで、減衰率α，βは運転状態に応じてマップから定められる。

補正量ａ_ｎの初期値ａ_０は冷却水温Ｔｗに応じて可変される値であり、冷却水温Ｔｗに基づいてマップから算出される。すなわち、初期値ａ_０は以下の式から算出される。
ａ_０＝ｍａｐ（Ｔｗ）

一方、吸気弁２４への燃料の付着量は、吸気弁２４の温度に応じて変化し、吸気弁２４の温度が高いほど付着燃料の気化が促進される。従って、吸気弁２４の温度が高いほど、吸気弁２４への燃料付着量は少なくなり、より多くの燃料が筒内に送られる。このため、本実施形態では、補正量ｂを吸気弁２４の温度に基づいて可変するようにしている。具体的には、補正量ｂ_ｎの初期値ｂ_０は、始動時の吸気弁２４の温度Ｔｖに基づいて以下のようにマップから算出される。
ｂ_０＝ｍａｐ（Ｔｖ）

図３は、吸気弁２４の温度に応じて補正量ｂを可変した状態を示す特性図である。図３に示すように、補正量ｂの初期値ｂ_０は、始動時の吸気弁温度Ｔｖが高いほど小さな値に設定される。これにより、吸気弁温度Ｔｖが高く、吸気弁２４への付着燃料が気化し易い状態では、インジェクタ２０からの燃料噴射量が少なくなるように補正を行うことができ、筒内へ送られる燃料量を最適に制御することができる。

次に、図４に基づいて、本実施形態のシステムにおける具体的な処理の手順について説明する。図４は、内燃機関１０の始動時に、サイクル毎に補正量ａ_ｎ，ｂ_ｎの値を決定し、噴射増量率ｋ_ｎを算出する処理を示している。

先ず、ステップＳ１では、機関始動時の冷却水温Ｔｗ（ｔ）を取得する。次のステップＳ２では、前回の運転時に内燃機関１０の運転を停止した時から再始動が行われた時までの経過時間ｔを取得する。次のステップＳ３では、前回の運転時に内燃機関１０の運転を停止した時点での吸気弁温度Ｔｖ（０）を取得し、次のステップＳ４では、前回の運転時に内燃機関１０の運転を停止した時点での冷却水温Ｔｗ（０）を取得する。ここで、吸気弁温度Ｔｖ（０）、冷却水温Ｔｗ（０）は内燃機関１０の停止時に取得され、ＥＣＵ４０に記憶されている。なお、暖機完了後に内燃機関１０を停止した場合、停止時の吸気弁温度Ｔｖ（０）は２００℃〜３００℃程度、停止時の冷却水温Ｔｗ（０）は８０℃〜９０℃程度となり、吸気弁温度Ｔｖ（０）は冷却水温Ｔｗ（０）よりも１００℃〜２００℃程度以上高温となる。

次のステップＳ５では、始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出する。始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）の算出方法については、後で詳細に説明する。

次のステップＳ６では、Ｔｖ（ｔ）−Ｔｗ（０）＞γであるか否かを判定する。ここで、γは、吸気弁温度Ｔｖが低下していない状態で再始動が行われたか、或いは吸気弁温度が十分に低下した状態で始動（冷間始動）が行われたかを判定するための判定値である。Ｔｖ−Ｔｗ（０）＞γの場合はステップＳ７へ進み、Ｔｖ（ｔ）−Ｔｗ（０）≦γの場合はステップＳ８へ進む。

ステップＳ７へ進んだ場合、すなわちＴｖ（ｔ）−Ｔｗ（０）＞γの場合は、始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）と停止時の冷却水温Ｔｗ（０）の差が大きいため、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が依然として高温であり、機関停止時から吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が大きく低下していない状態で再始動が行われたものと判断できる。この場合、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に応じて吸気弁２４に付着した燃料の気化の割合が異なるため、筒内に所望の燃料を供給するためにはインジェクタ２０からの燃料噴射量を吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に応じて可変する必要がある。従って、ステップＳ７では、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に基づいてマップから初期値ｂ_０が算出され、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が低いほど初期値ｂ_０が大きな値に設定される（ｂ_０＝ｍａｐ（Ｔｖ（ｔ）））。また、ステップＳ７では、補正量ａの初期値ａ_０の値が設定される。初期値ａ_０の値は、上述したように始動時の冷却水温Ｔｗ（ｔ）に基づいてマップから算出される（ａ_０＝ｍａｐ（Ｔｗ（ｔ）））。

一方、ステップＳ６からステップＳ８へ進んだ場合、すなわちＴｖ（ｔ）−Ｔｗ（０）≦γの場合は、始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）と停止時の冷却水温Ｔｗ（０）との乖離が少ないため、始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）は十分に低下しており、冷間始動であると判断できる。この場合、始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）は始動時の冷却水温Ｔｗ（ｔ）と同等の値であると判断できるため、初期値ｂ_０は、始動時の冷却水温Ｔｗ（ｔ）に基づいてマップから決定される（ｂ_０＝ｍａｐ（Ｔｗ（ｔ）））。補正量ａの初期値ａ_０についても、ステップＳ７と同様に始動時の冷却水温Ｔｗ（ｔ）に基づいて算出される（ａ_０＝ｍａｐ（Ｔｗ（ｔ）））。

ステップＳ７，Ｓ８の後は、ステップＳ９へ進む。ステップＳ９では、現サイクルｎにおける噴射増量率ｋ_ｎを決定する。ここでは、ｋ_ｎ＝ａ_ｎ＋ｂ_ｎの演算を行い、噴射増量率ｋ_ｎを算出する。これにより、始動後からのサイクル数ｎに応じて噴射増量率ｋ_ｎが決定され、噴射増量率ｋ_ｎを基本噴射量に乗算することで、ｎサイクルにおけるインジェクタ２０からの燃料噴射量が求まる。なお、ステップＳ７，Ｓ８から初めてステップＳ９へ進んだ場合は、ａ_ｎ＝ａ_０，ｂ_ｎ＝ｂ_０であるため、ｋ＝ａ_０＋ｂ_０となる。

次のステップＳ１０では、運転状態を表すパラメータに基づいて、減衰率α，βをマップから算出する。次のステップＳ１１では、現時点のサイクル数ｎが所定値Ｎに到達しているか否かを判定する。ｎが所定値Ｎに達していない場合は、次のステップＳ１２へ進む。一方、ｎが所定値Ｎに到達している場合は、処理を終了する(END)。ここで、所定値Ｎは、補正量ａ、補正量ｂによる燃料増量補正を行うサイクル数を示している。

ステップＳ１２では、次のサイクルにおける噴射増量率ｋを算出するため、現在のサイクル数ｎに１を加算する処理を行う。すなわち、ここではｎ＝ｎ＋１とする。次のステップＳ１３では、サイクル数ｎに応じてａ_ｎ，ｂ_ｎの値を更新するため、前回のサイクルの補正量ａ_ｎ−１，ｂ_ｎ−１に減衰率α，βを乗算し、以下の演算を行う。
ａ_ｎ＝ａ_ｎ−１＊α
ｂ_ｎ＝ｂ_ｎ−１＊β

次のステップＳ１３の後はステップＳ９に戻り、次サイクルｎにおける噴射増量率ｋ_ｎを算出し、インジャクタ２０からの燃料噴射量を決定する。そして、ステップＳ１０以降の処理を繰り返し行い、ステップＳ１１でサイクル数ｎの値がＮに到達した場合は、処理を終了する(END)。

図４の処理によれば、吸気弁２４の温度が十分に低下していない状態で再始動が行われた場合は、始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に基づいて補正量ｂの値が決定される。従って、始動時の吸気弁２４への燃料付着の度合いに応じてインジェクタ２０からの燃料噴射量を補正することができ、筒内への燃料供給量を最適に制御することが可能となる。

また、冷却水温Ｔｗのみに基づいて、冷間始動の場合と、機関停止から短時間の経過後に再始動が行われた場合の双方において燃料噴射量を制御しようとした場合、双方の場合に併せた適合値を決定するために、冷間始動、再始動の繰り返し適合が必要となり、工数が膨大となる。図４の処理によれば、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に基づいて、冷間始動の場合と、吸気弁２４の温度が大きく低下していない状態で再始動が行われた場合と、を切り分けて補正量を設定することができるため、適合工数を大幅に低減することができる。

なお、ステップＳ７では、ａ_０，ｂ_０の双方を始動時の冷却水温Ｔｗ（ｔ）に基づいてマップから算出し、ｂ_０に関してのみ、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に応じた所定の係数ｓを乗算しても良い。すなわち、この場合はステップＳ７で以下の処理を行う。
ａ_０＝ｍａｐ（Ｔｗ（ｔ））
ｂ_０＝ｍａｐ（Ｔｗ（ｔ））＊ｓ
ここで、ｓは吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に応じて可変される値であり（０＜ｓ＜１）、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が高い場合ほど、ｓの値は小さな値に設定される。これにより、ｂ_０を吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）のマップから求める上述の方法と同様に、ｂ_０を吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）に応じて可変することができる。この処理によれば、ａ_０，ｂ_０の双方を冷却水温Ｔｗ（ｔ）から算出できるため、処理を簡略化することができる。

また、ステップＳ６では、始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）と停止時の冷却水温Ｔｗ（０）との差に基づいて冷間始動であるか否かを判定しているが、運転停止から再始動までの経過時間ｔと所定のしきい値とを比較することで、経過時間ｔに基づいて冷間始動か否かを判定しても良い。

次に、吸気弁温度Ｔｖを算出する方法を詳細に説明する。図５（Ａ）及び図５（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５（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５（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。

図５（Ａ）中に示す符号Ｑ_ｃｏｍｂ、Ｑ_ｓｅａｔ及びＱ_ｆｕｅｌは、それぞれ、燃焼ガス伝熱量、接触面伝熱量、および燃料気化潜熱量を示している。燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂは、内燃機関１０の運転中に筒内２２の燃焼ガスから吸気弁２４に与えられる熱量である。接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔは、弁座との機械的な接触面を介して吸気弁２４から持ち去られる熱量である。また、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌは、吸気弁２４に付着した燃料が温度上昇する際に吸気弁２４から持ち去られる熱量と、付着した燃料が気化する際に吸気弁２４から持ち去られる熱量との合計からなる熱量である。図５（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。

図５（Ｂ）に示す符号Ｑ_ａｉｒは、吸気弁２４の開弁に伴って生ずる吸入ガス熱量を示している。吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒは、吸気通路１２から筒内２２へ流入する新気（吸入空気）によって吸気弁２４から持ち去られる熱量である。

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、上述した熱量を精度良く検知することが有効である。

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５（Ａ）に示す３種類の熱量Ｑ_ｃｏｍｂ、Ｑ_ｓｅａｔ及びＱ_ｆｕｅｌと、図５（Ｂ）に示すＱ_ａｉｒ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。

なお、本実施形態では、主として機関始動時の吸気弁温度Ｔｖの推定を行うため、吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒに吹き返しガスの影響は考慮されていない。機関始動直後は、吸気弁２４と排気弁２８の開弁のオーバーラップがないため、吹き返しガスが吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒに与える影響が非常に少なくなるためである。機関運転中の吸気弁温度Ｔｖの推定においては、吹き返しガスの影響を考慮して吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒを求めても良い。

以下、各熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒの算出方法について説明する。先ず、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ｃｏｍｂ＝ｑ_ｃｏｍｂ×(Ｔｃ―Ｔｖ)

但し、上式において、ｑ_ｃｏｍｂは伝熱部の熱流束［Ｗ／ｍ^２］、Ｔｃは燃焼ガス温度［℃］である。また、Ｔｖは吸気弁２４の温度［℃］である。

また、吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ａｉｒ＝ｑ_ａｉｒ×(Ｔｖ―Ｔａ)
ｑ_ａｉｒ＝ａ_ａｉｒ×Ａ_ａｉｒ
ａ_ａｉｒ＝（λ／Ｄ）×Ｎｕ＝（λ／Ｄ）×（０．０２３Ｐｒ^{（１／３）}×Ｒｅ^０．８）
Ｒｅ＝（Ｐｍ×Ｕ×Ｄ）／（μ×Ｒ×Ｔａ）

但し、上式において、ｑ_ａｉｒは機関運転時における伝熱部の熱流束［Ｗ／ｍ^２］、Ｔａは吸入空気温度［℃］、ａ_ａｉｒは機関運転時の伝熱部の熱伝達率［Ｗ／ｍ^２℃］、Ａ_ａｉｒは伝熱面積［ｍ^２］、λは熱伝導率［Ｗ／ｍ℃］、Ｄは吸気弁の傘部の直径［ｍ］、Ｎｕはヌセルト数、Ｐｒはプラントル数（無次元）、Ｐｍは吸気管圧力［Ｐａ］、Ｕは吸入空気の代表流速［ｍ／ｓ］、μは粘性係数［Ｐａ・ｓ］、Ｒは理想気体定数、をそれぞれ示している。

また、Ｑ_ｓｅａｔは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ｓｅａｔ＝ｑ_ｓｅａｔ×(Ｔｖ―Ｔｗ)
ｑ_ｓｅａｔ＝ａ_ｓｅａｔ×Ａ_ｓｅａｔ
（１／ａ_ｓｅａｔ）＝Ｒ_ｓｅａｔ＋１／（Ｋ_ｈｅａｄ×ｈ_ｈｅａｄ）

但し、上式において、ｑ_ｓｅａｔは吸気弁２４と弁座との伝熱部における熱流束［Ｗ／ｍ^２］、ａ_ｓｅａｔは伝熱部における熱伝達率［Ｗ／ｍ^２℃］、Ａ_ｓｅａｔは伝熱面積［ｍ^２］、Ｔｗは冷却水温［℃］、Ｒ_ｓｅａｔは弁座から吸気弁２４表面への熱抵抗［ｍ^２・℃／Ｗ］、Ｋ_ｈｅａｄはシリンダヘッドの熱伝導率［Ｗ／ｍ℃］、ｈ_ｈｅａｄはシリンダヘッド内の冷却水路から吸気弁２４と弁座との接触部までの距離［ｍ］、をそれぞれ表している。

また、Ｑ_ｆｕｅｌは、例えば、以下に示す演算式により算出される。
Ｑ_ｆｕｅｌ＝ｑ_ｆｕｅｌ×(Ｔｖ―Ｔｆ)＋ｈ_ｆｕｅｌ

但し、上式において、ｑ_ｆｕｅｌは付着燃料との伝熱部における熱流束［Ｗ／ｍ^２］、Ｔｆは付着燃料の温度［℃］を示している。また、ｈ_ｆｕｅｌは燃料の気化潜熱［Ｊ］を示している。

より詳細には、Ｑ_ｆｕｅｌは以下に示す演算式により算出できる。
Ｑ_ｆｕｅｌ＝Ｍｖａｐ_ｖ×｛Ｈ＋Ｃｆ_ｖ×（Ｔｖ−Ｔｆ_ｖ）｝
Ｍｖａｐ_ｖ＝ａ_ｖ×（Ｍ−Ｍｖａｐ）
Ｔｆ_ｖ＝（Ｔｆ_ｄ×Ｍ×Ｃｆ_ｖ−Ｍｖａｐ×Ｈ）／（Ｍ−Ｍｖａｐ）

但し、上式において、Ｍｖａｐ_ｖは吸気弁２４における蒸発燃料量［ｋｇ］、Ｈは燃料の気化潜熱［Ｊ／ｋｇ］、Ｃｆ_ｖは燃料の比熱［Ｊ／ｋｇ℃］、Ｔｆ_ｖは吸気弁付着時の燃料温度［℃］、ａ_ｖは液滴付着率、Ｍは噴射燃料量［ｋｇ］、Ｍｖａｐは噴射飛行中の燃料蒸発量［ｋｇ］、Ｔｆ_ｄは噴射時の燃料温度［℃］、をそれぞれ示している。なお、ａ_ｖは蒸発モデルの飛行蒸発式から求めることができる。

なお、各熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒは、これらの熱量と各パラメータとの関係を規定したマップから求めても良い。

吸気弁温度Ｔｖはこれらの熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒから求めることができる。以下の説明では、最初に機関運転中に吸気弁温度Ｔｖを算出する方法を説明し、次に、機関停止後、再始動時に吸気弁温度Ｔｖを算出する方法を説明する。

内燃機関１０の運転中において、吸気弁温度Ｔｖと熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ａｉｒとの間には、以下の（１）式の関係が成立する。

ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ） ・・・（１）

（１）式の左辺において、ｍ_ｖは吸気弁の質量（ｇ）、Ｃ_ｖは吸気弁の比熱を示している。また、ｄＴ_ｖ／ｄｔは微小時間ｄｔにおける吸気弁温度Ｔｖの変化量である。従って、（１）式によれば、各熱量Ｑ_ｃｏｍｂ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ａｉｒ，Ｑ_ｆｕｅｌに基づいて、吸気弁温度Ｔｖの変化量ｄＴ_ｖ／ｄｔを求めることができる。従って、前回算出した吸気弁温度Ｔｖを変化量ｄＴ_ｖ／ｄｔを用いて更新することで、最新の吸気弁温度Ｔｖを逐次求めることが可能となる。

なお、（１）式を以下のように変形することで、現在の吸気弁温度Ｔｖと経過時間ｔに基づいて、ｔ秒後の吸気弁温度を算出する式（以下に示す（５）式）を得ることができる。

先ず、（１）式の右辺を変形すると、以下の（１’）式が得られる。
ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝ｑ_ｃｏｍｂ・（Ｔｃ−Ｔｖ）−（ｑ_ｓｅａｔ・（Ｔｖ−Ｔｗ）＋ｑ_ａｉｒ・（Ｔｖ−Ｔａ）＋ｑ_ｆｕｅｌ・（Ｔｖ−Ｔｆ）＋ｈ_ｆｕｅｌ） ・・・（１’）

（１’）式の右辺を更に変形すると、以下の（２）式が得られる。
ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝−（ｑ_ｃｏｍｂ＋ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ_ａｉｒ＋ｑ_ｆｕｅｌ）・Ｔｖ＋ｑ_ｃｏｍｂ・Ｔｃ＋ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ_ａｉｒ・Ｔａ＋ｑ_ｆｕｅｌ・Ｔｆ＋ｈ_ｆｕｅｌ ・・・（２）

（２）式の左辺において、ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ＝Ａとおき、右辺において−（ｑ_ｃｏｍｂ＋ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ_ａｉｒ＋ｑ_ｆｕｅｌ）＝Ｂ、（ｑ_ｃｏｍｂ・Ｔｃ＋ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ_ａｉｒ・Ｔａ＋ｑ_ｆｕｅｌ・Ｔｆ＋ｈ_ｆｕｅｌ）＝Ｃとおき、Ｔｖ＝Ｔｖ（ｔ）とおくと、以下の（３）式が得られる。

Ａ・（ｄＴｖ（ｔ）／ｄｔ）＝Ｂ・Ｔｖ（ｔ）＋Ｃ ・・・（３）

そして、（３）式をｔについて解くと、以下の（４）式が得られる。
ｔ＝（Ａ／Ｂ）・ｌｏｇ［（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）］ ・・・（４）
（４）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｃ／Ｂである。

そして、（４）式を以下のように（４’）式、（４”）式に順次し、Ｔｖ（ｔ）について解くと、以下の（５）式が得られる。
（Ｂ／Ａ）・ｔ＝ｌｏｇ［（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）］
・・・（４’）
（Ｔｖ（ｔ）−Ｔｖ＿ｓ）／（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）＝ｅｘｐ［（Ｂ／Ａ）・ｔ］
・・・（４”）
Ｔｖ（ｔ）＝（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）・ｅｘｐ［（Ｂ／Ａ）・ｔ］＋Ｔｖ＿ｓ
・・・（５）
但し、（５）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｃ／Ｂである。

（５）式によれば、現在の吸気弁２４の温度Ｔｖ（０）と、経過時間ｔに基づいて、ｔ秒後の吸気弁２４の温度Ｔｖ（ｔ）を求めることができる。

図６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Ｓ２１では、各気筒の吸気弁温度Ｔｖの初期値が設定される。ここでは、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。

次のステップＳ２２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。

次のステップＳ２３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Ｓ２３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Ｓ２９からステップＳ２３へ戻った場合は、ステップＳ２９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。

続くステップＳ２４〜Ｓ２７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、吸入ガス熱量Ｑ_ａｉｒ、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔ、燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌ、燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂを算出する。

すなわち、ステップＳ２４では吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒを算出し、ステップＳ２５では接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔを算出し、ステップＳ２６では燃料気化潜熱量Ｑ_ｆｕｅｌを算出し、ステップＳ２７では燃焼ガス伝熱量Ｑ_ｃｏｍｂを算出する。

上記の処理が終わると、次のステップＳ２８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Ｓ２４〜Ｓ２７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（Ｑ_ｃｏｍｂ−（Ｑ_ｓｅａｔ＋Ｑ_ａｉｒ＋Ｑ_ｆｕｅｌ））が算出される。そして、（１）式に基づいて、総受熱量を吸気弁の比熱及び質量（ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ）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（＝ｄＴ_ｖ／ｄｔ）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。

次のステップＳ２９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Ｓ２３へ戻る。この場合、ステップＳ２３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Ｑ_ａｉｒ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ｃｏｍｂが算出され、ステップＳ２８で吸気弁温度Ｔｖが最新値に更新される。

ステップＳ２９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Ｓ３０へ進む。ステップＳ３０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Ｓ２２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Ｓ２３〜Ｓ２９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(END)。

図６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。なお、機関運転中の吸気弁温度Ｔｖの算出は、（５）式に基づいて行っても良い。この場合、（５）式に関わる特性値に基づいて、各熱量Ｑ_ａｉｒ，Ｑ_ｓｅａｔ，Ｑ_ｆｕｅｌ，Ｑ_ｃｏｍｂを直接用いることなく吸気弁温度Ｔｖを算出できる。

次に、機関運転停止後に各気筒の吸気弁温度Ｔｖを推定する方法について説明する。機関停止中は、吸気弁２４が授受する熱量が機関運転中と異なるため、機関運転停止後の吸気弁温度Ｔｖを算出するためには、上述した（１）式を変形する必要がある。

すなわち、機関停止時にはインジェクタ２０からの燃料噴射が行われないため、（１）式においてＱ_ｆｕｅｌ＝０となる。また、筒内２２で燃焼が行われないため、（１）式においてＱ_ｃｏｍｂ＝０となる。更に、機関運転停止時には吸気流に流れが生じないため、（１）式における吸入ガス伝熱量Ｑ_ａｉｒは、以下の式で表されるＱ’_ａｉｒに置き換えられる。

Ｑ’_ａｉｒ＝ｑ’_ａｉｒ×(Ｔｖ―Ｔａ)
ｑ’_ａｉｒ＝ａ’_ａｉｒ×Ａ_ａｉｒ
ａ’_ａｉｒ＝（λ／Ｄ）Ｎｕ’
Ｎｕ’＝Ｅ（ｃｏｎｓｔａｎｔ）

但し、上式において、ｑ’_ａｉｒは機関停止時における伝熱部の熱流速［Ｗ／ｍ^２］、ａ’_ａｉｒは機関停止時の伝熱部の熱伝達率［Ｗ／ｍ^２℃］、を示している。

また、機関が停止している場合は、吸気弁２４が開弁している気筒と閉弁している気筒で接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔが異なる。吸気弁２４が開弁している気筒では、弁座との接触を介した伝熱が生じないため、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔ＝０となる。

一方、吸気弁２４が閉弁している気筒では、吸気弁２４と弁座との接触面において伝熱が生じるため、接触面伝熱量Ｑ_ｓｅａｔは（１）式と同様に表現される。すなわち、Ｑ_ｓｅａｔ＝ｑ_ｓｅａｔ×(Ｔｖ―Ｔｗ)となる。

従って、機関停止時に吸気弁２４が開弁している気筒では、（１）式におけるＱ_ａｉｒが上述のＱ’_ａｉｒとなり、更にＱ_ｆｕｅｌ＝０，Ｑ_ｃｏｍｂ＝０，Ｑ_ｓｅａｔ＝０となる。このため、機関停止時に吸気弁２４が開弁している気筒では、（２）式は以下の（２’）式に変形される。

ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝−ｑ’_ａｉｒ・Ｔｖ＋ｑ’_ａｉｒ・Ｔａ ・・・（２’）

そして、（２’）式から（５）式と同様の式を導くと、以下の（５’）式が得られる。
Ｔｖ（ｔ）＝（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）・ｅｘｐ［（（ｑ’_ａｉｒ・Ｔｖ）／（ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ））・ｔ］＋Ｔｖ＿ｓ ・・・（５’）
但し、（５’）式において、Ｔｖ＿ｓ＝−Ｔａ／Ｔｖである。

従って、（５’）式によれば、機関停止時に吸気弁２４が開弁している気筒において、機関停止時の吸気弁温度Ｔｖ（０）と、機関を停止してからの経過時間ｔに基づいて、再始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出することが可能となる。

また、機関停止時に吸気弁２４が閉弁している気筒では、（１）式におけるＱ_ａｉｒが上述のＱ’_ａｉｒとなり、更にＱ_ｆｕｅｌ＝０，Ｑ_ｃｏｍｂ＝０となる。このため、機関停止時に吸気弁２４が閉弁している気筒では、（２）式は以下の（２”）式に変形される。
ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ・（ｄＴ_ｖ／ｄｔ）＝−（ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ’_ａｉｒ）・Ｔｖ＋ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ’_ａｉｒ・Ｔａ ・・・（２”）

そして、（２”）式から（５）式と同様の式を導くと、以下の（５”）式が得られる。
Ｔｖ（ｔ）＝（Ｔｖ（０）−Ｔｖ＿ｓ）・ｅｘｐ［（（−（ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ’_ａｉｒ）・Ｔｖ）／（ｍ_ｖ・Ｃ_ｖ））・ｔ］＋Ｔｖ＿ｓ
・・・（５”）
但し、（５”）式において、Ｔｖ＿ｓ＝（ｑ_ｓｅａｔ・Ｔｗ＋ｑ’_ａｉｒ・Ｔａ）／（ｑ_ｓｅａｔ＋ｑ’_ａｉｒ）・Ｔｖである。

従って、（５”）式によれば、機関停止時に吸気弁２４が閉弁している気筒において、機関停止時の吸気弁温度Ｔｖ（０）と、機関を停止してからの経過時間ｔに基づいて、再始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出することが可能となる。

なお、より簡単に吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を求めるためには、（５）式における係数Ａ，Ｂ，Ｃを冷却水温Ｔｗ、吸入空気温度などのパラメータに基づいてマップから算出しても良い。（５’）式、（５”）式においても同様である。

次に、図７に基づいて、機関再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出する処理について説明する。図７は、機関の再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出する処理を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ３１では、内燃機関１０の再始動が行われる。次のステップＳ３２では、内燃機関１０の運転を停止してから再始動が行われるまでの経過時間ｔを算出する。次のステップＳ３３では、経過時間ｔと所定値αを比較し、ｔ＞αであるか否かを判定する。ここで、所定値αは、各気筒の吸気弁温度Ｔｖが冷却水温Ｔｗと同等の温度まで低下したか否かを判定するためのしきい値である。

ステップＳ３３でｔ＞αの場合は、ステップＳ３４へ進む。この場合、内燃機関１０を停止してから十分な時間が経過しており、各気筒の吸気弁温度Ｔｖが冷却水温Ｔｗと同等の温度まで低下していると判断できる。従って、ステップＳ３４では、全ての気筒の吸気弁温度Ｔｖを冷却水温Ｔｗに設定する（Ｔｖ＝Ｔｗ）。ステップＳ３４の後は処理を終了する(END)。

一方、ステップＳ３３でｔ≦αの場合は、ステップＳ３５へ進む。この場合、内燃機関１０を停止してからの経過時間ｔが比較的短いため、各気筒の吸気弁温度Ｔｖは冷却水温Ｔｗに到達していないと判断できる。従って、ステップＳ３５以降の処理では、再始動時の各気筒の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を推定する。

先ず、ステップＳ３５では、機関停止時の各気筒の吸気弁温度Ｔｖ（０）、冷却水温Ｔｗ（０）、吸入空気温度Ｔａを取得する。

次のステップＳ３６では、以降の処理で吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）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）。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Ｓ３６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、ステップＳ４１からステップＳ３６へ進んだ場合は、ステップＳ４１で設定されている気筒番号ｎに１が加算され、新たな番号ｎが設定される。

次のステップＳ３７では、機関停止中における気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４の開閉状態を取得する。ここで、機関停止中の吸気弁２４の開閉状態は、クランク角センサ３２から検出した機関停止中のクランク角に基づいて判定できる。そして、次のステップＳ３８では、気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４が機関停止中に開いていたか否かを判定する。

ステップＳ３８において、気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４が機関停止中に開いていたと判定された場合は、ステップＳ３９へ進む。ステップＳ３９では、（５’）式に基づいて、気筒番号ｎの気筒における再始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出する。

一方、ステップＳ３８において、気筒番号ｎの気筒の吸気弁２４が機関停止中に閉じていたと判定された場合は、ステップＳ４０へ進む。ステップＳ４０では、（５”）式に基づいて、気筒番号ｎの気筒における再始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出する。

ステップＳ３９，Ｓ４０の後はステップＳ４１へ進む。ステップＳ４１では、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Ｓ３６へ戻る。この場合、ステップＳ３６で気筒番号ｎに１が加算され、上記と同様に次の気筒番号の気筒において再始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が算出される。一方、ステップＳ４１で気筒番号ｎが全気筒数Ｎに達している場合は、処理を終了する(END)。

図７の処理によれば、停止中の吸気弁２４の開閉状態に応じて各気筒の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出できるため、再始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を各気筒毎に高い精度で求めることが可能となる。

図７の処理で再始動時の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が算出されると、図４の処理において、補正量ｂの初期値ｂ_０を求めるためにＴｖ（ｔ）が用いられる。そして、図４の処理によりインジェクタ２０からの燃料噴射量を各気筒毎に制御することが可能となる。また、吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が算出されると、図６の処理が起動され、図６のステップＳ２１において再始動時の各気筒の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）が初期値として設定される。従って、図６の処理を行うことで、再始動後の吸気弁温度Ｔｖを逐次求めることが可能となる。

このような制御によれば、再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖにバラツキが生じている場合であっても、吸気弁温度Ｔｖに基づいて各気筒の燃料噴射量を最適に制御することができるため、各気筒の燃焼状態を均一に制御することが可能となる。従って、再始動時に機関始動性を向上することが可能となり、また、排気ガスのエミッションを向上することが可能となる。

なお、上述した実施形態では、全ての気筒の吸気弁温度Ｔｖを算出することとしているが、機関運転中は代表気筒（１つ）の吸気弁温度Ｔｖをのみを算出し、機関再始動時においては、停止中に開弁していた１気筒と閉弁していた１気筒の合計２気筒のみで吸気弁温度Ｔｖを求めることとしても良い。これにより、吸気弁温度Ｔｖを算出する気筒数が減少するため、処理を簡素に行うことができる。この場合、再始動後、上記２気筒の吸気弁温度Ｔｖの差が所定値以下（例えば２℃以内）になった場合に、代表気筒の吸気弁温度Ｔｖの算出に復帰することが好適である。

以上説明したように本実施形態によれば、吸気弁温度Ｔｖに基づいてインジェクタ２０からの燃料噴射量を補正することができる。これにより、機関停止からの経過時間が短く、吸気弁温度Ｔｖが低下していない再始動時においても、吸気弁温度Ｔｖに応じた燃料増量補正を行うことができ、エミッションの低下、ドライバビリティの悪化、失火などの発生を確実に抑止することができる。従って、再始動時の機関始動性、筒内の燃焼状態を最適に制御することが可能となる。

本発明の一実施形態に係る内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。 始動時の燃料噴射量の補正値を示す特性図である。 吸気弁の温度に応じて補正量ｂを可変した状態を示す特性図である。 本発明の一実施形態に係る具体的な処理の手順を示すフローチャートである。 本実施形態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。 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。 機関の再始動時に各気筒の吸気弁温度Ｔｖ（ｔ）を算出する処理を示すフローチャートである。

符号の説明

１０ 内燃機関
２４ 吸気弁
２０ インジェクタ
３４ 水温センサ
４０ ＥＣＵ

Claims (6)

1. 内燃機関の吸気通路内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
   吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
   冷却水温を取得する冷却水温取得手段と、
   機関始動時に、前記吸気弁の温度及び前記冷却水温に基づいて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を制御する噴射量制御手段と、
   を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記燃料噴射量制御手段は、基本噴射量と当該基本噴射量に対する増量補正量とに基づいて前記燃料噴射量を制御し、
   前記増量補正量は、少なくとも機関始動時の前記吸気弁の温度に基づいて決定される所定量を初期値として時間減衰する第１の補正量と、少なくとも機関始動時の前記冷却水温に基づいて決定される所定量を初期値として時間減衰する第２の補正量とに基づいて決定されることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記吸気弁温度推定手段は、少なくとも機関停止時の前記吸気弁の温度及び機関停止から機関再始動までの経過時間に基づいて、機関始動時に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記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記経過時間が所定時間以上の場合は、前記吸気弁の温度が前記冷却水温と同等であるとみなして、前記冷却水温に基づいて前記第１の補正量の初期値を決定することを特徴とする請求項３記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記吸気弁温度推定手段により推定された機関始動時の前記吸気弁の温度と、機関停止時の前記冷却水温との差分が所定値以下の場合は、前記吸気弁の温度が前記冷却水温と同等であるとみなして、前記冷却水温に基づいて前記第１の補正量の初期値を決定することを特徴とする請求項３記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記燃料噴射量制御手段は、前記基本噴射量と前記増量補正量に基づく前記燃料噴射量の制御を機関始動から所定サイクルの経過後に開始し、機関始動から所定サイクルが経過する以前においては、前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を所定の適合値に設定することを特徴とする請求項２〜５のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。

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