JP4340676B2 - 制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、フィードバック制御手法により算出した値と、フィードフォワード制御手法により算出した値とに応じて、制御入力を算出し、それにより制御量を制御する制御装置に関する。

従来、この種の制御装置として、特許文献１に記載されたものを本出願人は既に提案している。この制御装置は、制御入力としての燃料量により、制御量としての内燃機関の混合気の空燃比を制御するものであり、吸気通路内の空気流量を検出するエアフローセンサと、バルブリフトを検出するための回動角センサと、吸気弁を開閉駆動するカムシャフトのクランクシャフトに対する位相（以下「カム位相」という）を検出するためのカム角センサおよびクランク角センサなどを備えている。また、内燃機関は、大口径の吸気通路と、可変吸気機構としての可変バルブリフト機構および可変カム位相機構とを備えている。この内燃機関では、可変バルブリフト機構および可変カム位相機構により、バルブリフトおよびカム位相がそれぞれ自在に変更され、それにより、吸入空気量が自在に変更される。

この制御装置では、吸入空気量として、低負荷域では、第１推定吸気量がバルブリフトおよびカム位相に応じて算出され、高負荷域では、第２推定吸気量が空気流量に応じて算出されるとともに、低負荷域と高負荷域との間の負荷域では、第１および第２推定吸気量の加重平均値が算出される。これは、内燃機関の吸気系が大口径であることで、第２推定吸気量の信頼性が第１推定吸気量よりも低下する低負荷域では、信頼性の高い方の第１推定吸気量を用いるためであり、その逆の状態が発生する高負荷域では、信頼性のより高い方の第２推定吸気量を用いるためである。さらに、このように算出された吸入空気量に基づいて、空燃比をフィードフォワード制御するための値として、基本燃料量が算出され、所定のフィードバック制御アルゴリズムにより、空燃比を目標空燃比に収束させるように、空燃比補正係数が算出され、この空燃比補正係数を基本燃料量に乗算することにより、最終的な燃料量が算出される。そして、この燃料量が燃料噴射弁を介して気筒内に噴射されることにより、空燃比が目標空燃比になるように精度よく制御される。

特開２００５−３１５１６１号公報

上記従来の制御装置によれば、回動角センサ、カム角センサおよびクランク角センサの検出信号が温度変化などに起因してドリフトした場合、または、可変バルブリフト機構および可変カム位相機構の構成部品の摩耗、汚れの付着および経年変化による遊びなどに起因して、２つの可変機構の静特性（すなわち制御入力に対するバルブリフトおよびカム位相の関係）が変化した場合には、各センサの検出結果の信頼性が低下することで、空燃比の制御誤差が一時的に増大する可能性がある。具体的には、第１推定吸気量が実際の吸入空気量を正しく表さなくなり、実際の吸入空気量に対してずれてしまうと、吸入空気量として第１推定吸気量を用いる低負荷域では、制御入力としての燃料量を適切に算出できなくなる可能性があり、その場合には、制御量としての空燃比と目標空燃比との間の偏差すなわち制御誤差が増大してしまう。このような制御誤差は、空燃比補正係数が所定のフィードバック制御アルゴリズムで算出されるので、定常状態では、この空燃比補正係数によって補償することが可能であるものの、空燃比補正係数による制御誤差の補償には時間がかかってしまうという問題がある。そのため、制御誤差が一時的に増大した場合などには、制御精度が一時的に低下することで、燃焼が不安定になったり、燃焼効率が低下したりする可能性がある。このような問題は、内燃機関の過渡運転状態ではより顕著に発生しやすい。

本発明は、上記課題を解決するためになされたもので、制御量以外の参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、制御誤差が一時的に増大するような条件下でも、制御誤差を適切かつ迅速に補償でき、それにより、高レベルの制御精度を確保できる制御装置を提供することを目的とする。

上記目的を達成するために、請求項１に係る発明は、制御対象（内燃機関３）における制御量（検出空燃比ＫＡＣＴ）を制御入力（燃料噴射量ＴＯＵＴ）により制御する制御装置１であって、制御量を検出する制御量検出手段（ＥＣＵ２、ＬＡＦセンサ２４）と、制御対象における制御量以外の参照パラメータ（バルブリフトＬｉｆｔｉｎ）を検出する参照パラメータ検出手段（ＥＣＵ２、回動角センサ２５）と、制御量の目標となる目標値（目標空燃比ＫＣＭＤ）を設定する目標値設定手段（ＥＣＵ２、目標空燃比算出部１０８）と、制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値（第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ）を、参照パラメータに応じ、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデル［図１１］を用いて算出し、制御量を目標値に収束させるようにフィードバック制御するための第２入力値（空燃比補正係数ＫＡＦ）を、所定のフィードバック制御アルゴリズム［式（６）〜（１０）］により算出するとともに、第１入力値および第２入力値に応じて、制御入力を算出する制御入力算出手段（ＥＣＵ２、空燃比コントローラ１００）と、を備え、制御入力算出手段は、制御量および目標値に応じて、第１入力値により補償すべき制御誤差を表す誤差パラメータ（空燃比誤差推定値Ｅａｆ）を算出する誤差パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、空燃比誤差推定値算出部１１３）と、参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す影響度合パラメータ（誤差重みＷ）を、影響度合パラメータと参照パラメータとの相関関係を表す影響度合モデル（図１９）を用いて、算出する影響度合パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、誤差重み算出部１２１）と、影響度合パラメータで誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータ（修正誤差Ｗｅａｆ）を算出する補正後誤差パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、修正誤差算出部１２２）と、補正後誤差パラメータに応じて、相関関係モデルを修正するモデル修正手段（ＥＣＵ２、リフト補正値算出部１２０）と、修正された相関関係モデル［図１１］を用いて第１入力値を算出する第１入力値算出手段（ＥＣＵ２、第１推定吸気量算出部１０１）と、を有し、制御対象は、可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０の一方の機構により気筒内に吸入される吸入空気量が自在に変更される内燃機関３であり、制御量は、内燃機関の混合気の空燃比（検出空燃比ＫＡＣＴ）であり、制御入力は、内燃機関３への供給燃料量（燃料噴射量ＴＯＵＴ）であり、参照パラメータは、一方の機構の動作状態を表す動作状態パラメータ（バルブリフトＬｉｆｔｉｎ、カム位相Ｃａｉｎ）であることを特徴とする。

この制御装置のように、参照パラメータに応じ、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルを用いて、制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値を算出する場合、外乱に起因して制御誤差が発生しているときに加えて、参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、相関関係モデルが参照パラメータと第１入力値との間の実際の相関関係を適切に表さない状態となっているとき、言い換えれば、相関関係モデルが両者の実際の相関関係に対してずれているときにも、制御誤差が発生し、それを表すように誤差パラメータが算出される。この場合、この誤差パラメータを、フィードバック制御アルゴリズムで算出された第２入力値によって補償しようとすると、前述したように時間がかかってしまう。

これに対して、この制御装置によれば、参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す影響度合パラメータが、影響度合パラメータと参照パラメータとの相関関係を表す影響度合モデルを用いて算出され、影響度合パラメータで誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータが算出されるので、補正後誤差パラメータは、誤差パラメータに対する参照パラメータの影響度合を反映するように算出される。さらに、そのような補正後誤差パラメータに応じて、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルが修正され、修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値が算出されるので、外乱に起因して制御誤差が一時的に増大している場合に加えて、第１参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、誤差パラメータすなわち制御誤差が一時的に増大するような場合でも、この制御誤差を、第１入力値によって過不足なく適切に補償することができる。

仮に、本発明のような影響度合パラメータを用いることなく、誤差パラメータに応じて修正した相関関係モデルを用いて、第１入力値を算出した場合、相関関係モデルの上述したずれを主因として、誤差パラメータの算出値が発生しているとき、すなわち誤差パラメータに対する参照パラメータの影響度合が大きいときには、そのような第１入力値により誤差パラメータすなわち制御誤差を適切に補償できる。しかし、誤差パラメータに対する参照パラメータの影響度合が小さいとき、すなわち相関関係モデルのずれ以外の外乱などを主因として、誤差パラメータが発生しているときには、第１入力値を用いても制御誤差を適切に補償できず、過大補償や過小補償状態になってしまう。したがって、前述した影響度合パラメータを用いることにより、前述した制御誤差を、第１入力値によって過不足なく適切に補償することができる。これに加えて、相関関係モデルとして、フィードフォワード制御手法において一般的な、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表すＮ（Ｎは２以上の自然数）次元マップや、両者の相関関係を表す算出式などを用いることにより、第２入力値により誤差パラメータを補償する場合と比べて、誤差パラメータすなわち制御誤差を迅速に補償することができ、それにより、制御誤差の増大を抑制することができる。

以上のように、参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、制御誤差が一時的に増大するような条件下でも、制御誤差を適切かつ迅速に補償でき、それにより、高レベルの制御精度を確保できる（なお、本明細書における「相関関係モデル」は、応答曲面モデルや数学的モデルに限らず、Ｎ（Ｎは２以上の自然数）次元マップや所定の算出アルゴリズムなどの、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表すものをすべて含むものである。これと同様に、本明細書における「影響度合モデル」は、応答曲面モデルや数学的モデルに限らず、Ｎ次元マップや所定の算出アルゴリズムなどの、影響度合パラメータと参照パラメータとの相関関係を表すものをすべて含むものである。また、本明細書における「パラメータの検出」は、パラメータを、センサにより直接的に検出することに限らず、算出または推定することも含む。これに加えて、本明細書における「パラメータの算出」は、パラメータを算出または推定することに限らず、パラメータをセンサにより直接的に検出することも含む）。さらに、この制御装置によれば、混合気の空燃比が供給燃料量によって制御され、供給燃料量が、第１入力値および第２入力値に応じて算出され、動作状態パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルが補正後誤差パラメータに応じて修正されるとともに、この修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値が算出される。それにより、外乱以外の、動作状態パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、相関関係モデルが動作状態パラメータと第１入力値との間の実際の相関関係を適切に表さない状態となり、空燃比の制御誤差が一時的に増大しやすい状態にある場合でも、修正された相関関係モデルを用いて算出した第１入力値により、その制御誤差を過不足なく適切かつ迅速に補償することができ、制御誤差の増大を抑制することができる。その結果、内燃機関が過渡運転状態にあるときでも、高レベルの空燃比の制御精度を確保することができる。

請求項２に係る発明は、制御対象（車両）における制御量（駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔ）を制御入力（エンジントルクＴｒｑ）により制御する制御装置１Ａであって、制御量を検出する制御量検出手段（ＥＣＵ２、左右の後輪速センサ８２，８３）と、制御対象における制御量以外の参照パラメータ（最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ）を検出する参照パラメータ検出手段（ＥＣＵ２、クランク角センサ２０）と、制御量の目標となる目標値（目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄ）を設定する目標値設定手段（ＥＣＵ２、目標車輪速算出部２０１）と、制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値（フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆ）を、参照パラメータに応じ、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデル［式（４６），（４７）］を用いて算出し、制御量を目標値に収束させるようにフィードバック制御するための第２入力値（トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂ）を、所定のフィードバック制御アルゴリズム［式（４９）〜（５９）］により算出するとともに、第１入力値および第２入力値に応じて、制御入力を算出する制御入力算出手段（ＥＣＵ２、トラクションコントローラ２００）と、を備え、制御入力算出手段は、制御量および目標値に応じて、第１入力値により補償すべき制御誤差を表す誤差パラメータ（トルク誤差Ｅｔｆ）を算出する誤差パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、トルク誤差算出部２１２）と、参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す影響度合パラメータ（誤差重みＷｔ）を、影響度合パラメータと参照パラメータとの相関関係を表す影響度合モデル（図４３）を用いて、算出する影響度合パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、誤差重み算出部２１１）と、影響度合パラメータで誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータ（修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑ）を算出する補正後誤差パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、修正トルク誤差算出部２１３）と、補正後誤差パラメータに応じて、相関関係モデルを修正するモデル修正手段（ＥＣＵ２、トルク補正値算出部２１０）と、修正された相関関係モデル［式（４６），（４７）］を用いて第１入力値を算出する第１入力値算出手段（ＥＣＵ２、フィードフォワードトルク算出部２０６）と、を有し、 制御対象は、内燃機関３を動力源とする車両であり、制御量は、車両の車輪速度（駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔ）であり、制御入力は、内燃機関３の出力（エンジントルクＴｒｑ）であり、参照パラメータは、内燃機関３の出力の制限値（最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ）および内燃機関３の回転数ＮＥの一方であることを特徴とする。

この制御装置によれば、前述したように、参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、制御誤差が一時的に増大するような条件下でも、制御誤差を適切かつ迅速に補償でき、それにより、高レベルの制御精度を確保できる。これに加えて、車両の車輪速度が内燃機関の出力によって制御され、内燃機関の出力が、第１入力値および第２入力値に応じて算出され、第１入力値と内燃機関の出力の制限値または内燃機関の回転数との間の相関関係を表す相関関係モデルが、補正後誤差パラメータに応じて修正されるとともに、この修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値が算出される。それにより、外乱以外の、例えば、内燃機関の出力特性の経年変化や個体間でのばらつき、タイヤの摩耗度合の変化および路面の摩擦抵抗の変化などの、予測不能な状態変化に起因して、相関関係モデルが、第１入力値と内燃機関の出力の制限値または内燃機関の回転数との間の実際の相関関係を適切に表さない状態となり、制御誤差が一時的に増大しやすい状態にある場合でも、修正された相関関係モデルを用いて算出した第１入力値によって、その制御誤差を過不足なく適切かつ迅速に補償することができ、制御誤差の増大を抑制することができる。その結果、ゲインスケジュールタイプの補正手法（または修正手法）と比べて、高レベルの車輪速度の制御精度を確保できる。すなわち、高精度のトラクションコントロールを実現することができる。

請求項３に係る発明は、請求項２に記載の制御装置１Ａにおいて、所定のフィードバック制御アルゴリズムは、制御量および目標値の一方と他方との偏差の値０への収束速度を指定する所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズム［式（４９）〜（５９）］であり、モデル修正手段は、補正後誤差パラメータの値０への収束速度を指定する所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズム［式（６２）〜（６９）］により、修正値（基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ）を算出するとともに、修正値により相関関係モデルを修正し、所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムでは、補正後誤差パラメータの値０への収束速度が、所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムにおける偏差の値０への収束速度よりも遅くなるように設定されている（−１＜Ｓｖ＜Ｓｔ＜０）ことを特徴とする。

この制御装置によれば、制御量および目標値の一方と他方との偏差の値０への収束速度を指定する所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズムにより、第２入力値が算出され、補正後誤差パラメータの値０への収束速度を指定する所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズムにより、相関関係モデルを修正するための修正値が算出される。このように、２つの応答指定型制御アルゴリズムを用いた場合、両者のパラメータの値０への収束速度が同じ値に設定されていると、２つの応答指定型制御アルゴリズムが互いに干渉することで、制御系が振動的な挙動を示したり、不安定な状態になったりするおそれがある。これに対して、この制御装置によれば、所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムにおける補正後誤差パラメータの値０への収束速度が、所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムにおける偏差の値０への収束速度よりも遅くなるように設定されているので、２つの応答指定型制御アルゴリズムが互いに干渉することがなくなる。その結果、両者の干渉に起因して、制御系が振動的な挙動を示すのを回避でき、制御系の安定性を確保できる。

請求項４に係る発明は、制御対象（内燃機関３、車両）における制御量（検出空燃比ＫＡＣＴ、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔ）を制御入力（燃料噴射量ＴＯＵＴ、エンジントルクＴｒｑ）により制御する制御装置１，１Ａであって、制御量を検出する制御量検出手段（ＥＣＵ２、ＬＡＦセンサ２４、左右の後輪速センサ８２，８３）と、制御対象における制御量以外の第１参照パラメータ（エンジン回転数ＮＥ、カム位相Ｃａｉｎ、非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆ）を検出する第１参照パラメータ検出手段（ＥＣＵ２、クランク角センサ２０、カム角センサ２６、左右の前輪速センサ８０，８１）と、制御対象における制御量および第１参照パラメータ以外の第２参照パラメータ（バルブリフトＬｉｆｔｉｎ、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ）を検出する第２参照パラメータ検出手段（ＥＣＵ２、回動角センサ２５、クランク角センサ２０）と、制御量の目標となる目標値（目標空燃比ＫＣＭＤ、目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄ）を設定する目標値設定手段（ＥＣＵ２、目標空燃比算出部１０８、目標車輪速算出部２０１）と、制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値（第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆ）を、第１参照パラメータおよび第２参照パラメータに応じ、第１参照パラメータと第２参照パラメータと第１入力値との相関関係を表す相関関係モデル［図１１、式（４６），（４７）］を用いて算出し、制御量を目標値に収束させるようにフィードバック制御するための第２入力値（空燃比補正係数ＫＡＦ、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂ）を、所定のフィードバック制御アルゴリズム［式（６）〜（１０），（４９）〜（５９）］により算出するとともに、第１入力値および第２入力値に応じて、制御入力を算出する制御入力算出手段（ＥＣＵ２、空燃比コントローラ１００、トラクションコントローラ２００）と、を備え、制御入力算出手段は、制御量および目標値に応じて、第１入力値により補償すべき制御誤差を表す誤差パラメータ（空燃比誤差推定値Ｅａｆ、トルク誤差Ｅｔｆ）を算出する誤差パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、空燃比誤差推定値算出部１１３、トルク誤差算出部２１２）と、誤差パラメータに応じて、相関関係モデルを修正するための修正値（基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ）を算出する修正値算出手段（ＥＣＵ２、基本リフト補正値算出部１２３、基本トルク補正値算出部２１４）と、第１参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す第１影響度合パラメータ（補正感度Ｒｌｉｆｔ、トルク補正感度Ｒｔｒｑ）を、第１影響度合パラメータと第１参照パラメータとの相関関係を表す第１影響度合モデル（図２１，２２，４４）を用いて、算出する第１影響度合パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、補正感度算出部１２４、トルク補正感度算出部２１５）と、第１影響度合パラメータで修正値を補正することにより、補正後修正値（リフト補正値Ｄｌｉｆｔ、トルク補正値Ｋｔｒｑ）を算出する補正後修正値算出手段（ＥＣＵ２、リフト補正値算出部１２０、トルク補正値算出部２１０）と、補正後修正値により相関関係モデルを修正するモデル修正手段（ＥＣＵ２、リフト補正値算出部１２０、トルク補正値算出部２１０）と、修正された相関関係モデル［図１１、式（４６），（４７）］を用いて第１入力値を算出する第１入力値算出手段（ＥＣＵ２、第１推定吸気量算出部１０１、フィードフォワードトルク算出部２０６）と、を有することを特徴とする。

この制御装置のように、参照パラメータに応じ、第１参照パラメータと第２参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルを用いて、制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値を算出する場合、外乱に起因して制御誤差が発生しているときに加えて、第１参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、相関関係モデルが第１参照パラメータと第２参照パラメータと第１入力値との間の実際の相関関係を適切に表さない状態となっているとき、言い換えれば、相関関係モデルが三者の実際の相関関係に対してずれを生じているときにも、制御誤差が発生し、それを表すように誤差パラメータが算出される。この場合、この誤差パラメータを第２入力値によって補償しようとすると、前述したように時間がかかってしまう。

これに対して、この制御装置によれば、誤差パラメータに応じて、相関関係モデルを修正するための修正値が算出され、第１参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す第１影響度合パラメータが、第１影響度合パラメータと第１参照パラメータとの相関関係を表す第１影響度合モデルを用いて算出され、第１影響度合パラメータで修正値を補正することにより、補正後修正値が算出されるので、補正後修正値は、誤差パラメータに対する第１参照パラメータの影響度合を反映するように算出される。さらに、そのような補正後修正値によって相関関係モデルが修正されるとともに、修正された相関関係モデルを用いて第１入力値が算出されるので、第１参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、誤差パラメータすなわち制御誤差が一時的に増大した場合でも、そのような第１入力値によって、この制御誤差を過不足なく適切に補償することができる。

仮に、本発明のような第１影響度合パラメータを用いることなく、修正値によって修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値を算出した場合、相関関係モデルの上述したずれを主因として、誤差パラメータの算出値が発生しているとき、すなわち誤差パラメータに対する第１参照パラメータの影響度合が大きいときには、そのような第１入力値により誤差パラメータすなわち制御誤差を適切に補償できる。しかし、誤差パラメータに対する第１参照パラメータの影響度合が小さいとき、すなわち相関関係モデルのずれ以外の外乱などを主因として、誤差パラメータが発生しているときには、第１入力値を用いても制御誤差を適切に補償できず、過大補償や過小補償状態になってしまう。したがって、前述した第１影響度合パラメータを用いることにより、前述した制御誤差を、第１入力値によって過不足なく適切に補償することができる。

これに加えて、相関関係モデルとして、フィードフォワード制御手法において一般的な、第１参照パラメータと第２参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表すＭ（Ｍは３以上の自然数）次元マップや、三者の相関関係を表す算出式などを用いることにより、第２入力値により誤差パラメータを補償する場合と比べて、制御誤差を迅速に補償することができる。以上のように、第１参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、制御誤差が一時的に増大するような条件下でも、制御誤差を適切かつ迅速に補償でき、それにより、高レベルの制御精度を確保できる（なお、本明細書における「第１影響度合モデル」は、応答曲面モデルや数学的モデルに限らず、Ｎ次元マップや所定の算出アルゴリズムなどの、第１影響度合パラメータと参照パラメータとの相関関係を表すものをすべて含むものである）。

請求項５に係る発明は、請求項４に記載の制御装置１，１Ａにおいて、第２参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す第２影響度合パラメータ（誤差重みＷ，Ｗｔ）を、第２影響度合パラメータと第２参照パラメータとの相関関係を表す第２影響度合モデル（図１９、図４３）を用いて、算出する第２影響度合パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、誤差重み算出部１２１，２１１）と、第２影響度合パラメータで誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータ（修正誤差Ｗｅａｆ、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑ）を算出する補正後誤差パラメータ算出手段（ＥＣＵ２、修正誤差算出部１２２、修正トルク誤差算出部２１３）と、をさらに備え、修正値算出手段は、補正後誤差パラメータに応じて、修正値（基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ）を算出することを特徴とする。

この制御装置によれば、第２参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す第２影響度合パラメータが、第２影響度合パラメータと第２参照パラメータとの相関関係を表す第２影響度合モデルを用いて算出され、第２影響度合パラメータで誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータが算出されるとともに、この補正後誤差パラメータに応じて、修正値が算出されるので、修正値は、第２参照パラメータが誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を反映するように算出される。さらに、そのような修正値を補正した補正後修正値によって相関関係モデルが修正されるとともに、修正された相関関係モデルを用いて第１入力値が算出されるので、そのような第１入力値によって、誤差パラメータすなわち制御誤差が一時的にするような条件下でも、この制御誤差を過不足なく適切に補償することができる。これに加えて、相関関係モデルとして、フィードフォワード制御手法において一般的な、第１参照パラメータと第２参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表すＭ（Ｍは３以上の自然数）次元マップや、三者の相関関係を表す算出式などを用いることにより、第２入力値により誤差パラメータを補償する場合と比べて、誤差パラメータすなわち制御誤差を迅速に補償することができる。以上のように、外乱以外の、第２参照パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、制御誤差が一時的に増大するような条件下でも、制御誤差を適切かつ迅速に補償でき、それにより、さらに高レベルの制御精度を確保できる（なお、本明細書における「第２影響度合モデル」は、応答曲面モデルや数学的モデルに限らず、Ｎ次元マップや所定の算出アルゴリズムなどの、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表すものをすべて含むものである）。

請求項６に係る発明は、請求項５に記載の制御装置１Ａにおいて、所定のフィードバック制御アルゴリズムは、制御量および目標値の一方と他方との偏差の値０への収束速度を指定する所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズム［式（４９）〜（５９）］であり、修正値算出手段は、補正後誤差パラメータの値０への収束速度を指定する所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズム［式（６２）〜（６９）］により、修正値（基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ）を算出し、所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムでは、補正後誤差パラメータの値０への収束速度が、第１の応答指定型制御アルゴリズムにおける偏差の値０への収束速度よりも遅くなるように設定されている（−１＜Ｓｖ＜Ｓｔ＜０）ことを特徴とする。

この制御装置によれば、請求項３に係る発明と同様の作用効果を得ることができる。

請求項７に係る発明は、請求項４または５に記載の制御装置１において、制御対象は、可変吸気機構（可変バルブリフト機構５０）により気筒内に吸入される吸入空気量が自在に変更される内燃機関３であり、制御量は、内燃機関の混合気の空燃比（検出空燃比ＫＡＣＴ）であり、制御入力は、内燃機関３への供給燃料量（燃料噴射量ＴＯＵＴ）であり、第２参照パラメータは、可変吸気機構の動作状態を表す動作状態パラメータ（バルブリフトＬｉｆｔｉｎ）であることを特徴とする。

この制御装置によれば、混合気の空燃比が供給燃料量によって制御され、供給燃料量が、第１入力値および第２入力値に応じて算出され、第１参照パラメータと動作状態パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルが補正後誤差パラメータに応じて修正されるとともに、この修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値が算出される。それにより、動作状態パラメータの検出結果の信頼性の低下などに起因して、相関関係モデルが第１参照パラメータと動作状態パラメータと第１入力値との間の実際の相関関係を適切に表さない状態となり、空燃比の制御誤差が一時的に増大しやすい状態にある場合でも、修正された相関関係モデルを用いて算出した第１入力値により、その制御誤差を過不足なく適切かつ迅速に補償することができ、制御誤差の増大を抑制することができる。その結果、内燃機関が過渡運転状態にあるときでも、高レベルの空燃比の制御精度を確保することができる。

請求項８に係る発明は、請求項４ないし６のいずれかに記載の制御装置１Ａにおいて、制御対象は、内燃機関３を動力源とする車両であり、制御量は、車両の車輪速度（駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔ）であり、制御入力は、内燃機関３の出力（エンジントルクＴｒｑ）であり、第２参照パラメータは、内燃機関３の出力の制限値（最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ）および内燃機関３の回転数ＮＥの一方であることを特徴とする。

この制御装置によれば、車両の車輪速度が内燃機関の出力によって制御され、内燃機関の出力が、第１入力値および第２入力値に応じて算出され、第１参照パラメータと、内燃機関の出力の制限値または内燃機関の回転数と、第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルが補正後誤差パラメータに応じて修正されるとともに、この修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値が算出される。それにより、内燃機関の出力の制限値または内燃機関の回転数の検出結果の信頼性の低下などに起因して、相関関係モデルが、第１参照パラメータと、内燃機関の出力の制限値または内燃機関の回転数と、第１入力値との間の実際の相関関係を適切に表さない状態となり、制御誤差が一時的に増大しやすい状態にある場合でも、修正された相関関係モデルを用いて算出した第１入力値によって、その制御誤差を過不足なく適切かつ迅速に補償することができ、制御誤差の増大を抑制することができる。その結果、ゲインスケジュールタイプの補正手法（または修正手法）と比べて、高レベルの車輪速度の制御精度を確保することができる。すなわち、高精度のトラクションコントロールを実現することができる。

以下、図面を参照しながら、本発明の第１実施形態に係る制御装置について説明する。図２に示すように、この制御装置１は、ＥＣＵ２を備えており、このＥＣＵ２は、後述するように、制御対象としての内燃機関の運転状態に応じて、空燃比制御などの制御処理を実行する。

図１および図３に示すように、内燃機関（以下「エンジン」という）３は、４組の気筒３ａおよびピストン３ｂ（１組のみ図示）を有する直列４気筒ガソリンエンジンであり、図示しない自動変速機付きの車両に搭載されている。エンジン３は、気筒３ａ毎に設けられ、吸気ポートおよび排気ポートをそれぞれ開閉する吸気弁４および排気弁７と、吸気弁４駆動用の吸気カムシャフト５および吸気カム６と、吸気弁４を開閉駆動する可変式吸気動弁機構４０と、排気弁７駆動用の排気カムシャフト８および排気カム９と、排気弁７を開閉駆動する排気動弁機構３０と、燃料噴射弁１０と、点火プラグ１１（図２参照）などを備えている。

吸気弁４は、そのステム４ａがガイド４ｂに摺動自在に嵌合しており、このガイド４ｂは、シリンダヘッド３ｃに固定されている。さらに、吸気弁４は、図４に示すように、上下のスプリングシート４ｃ，４ｄと、これらの間に設けられたバルブスプリング４ｅとを備えており、このバルブスプリング４ｅにより、閉弁方向に付勢されている。

また、吸気カムシャフト５および排気カムシャフト８はそれぞれ、図示しないホルダを介して、シリンダヘッド３ｃに回動自在に取り付けられている。この吸気カムシャフト５の一端部上には、吸気スプロケット（図示せず）が同軸に配置され、回転自在に設けられている。この吸気スプロケットは、図示しないタイミングチェーンを介してクランクシャフト３ｄに連結され、後述する可変カム位相機構７０を介して吸気カムシャフト５に連結されている。以上の構成により、吸気カムシャフト５は、クランクシャフト３ｄが２回転する毎に１回転する。また、吸気カム６は、吸気カムシャフト５上にこれと一体に回転するように気筒３ａ毎に設けられている。

さらに、可変式吸気動弁機構４０は、吸気カムシャフト５の回転に伴って、各気筒３ａの吸気弁４を開閉駆動するとともに、吸気弁４のリフトおよびバルブタイミングを無段階に変更するものであり、その詳細については後述する。なお、本実施形態では、「吸気弁４のリフト（以下「バルブリフト」という）」は、吸気弁４の最大揚程を表すものとする。

一方、排気弁７は、そのステム７ａがガイド７ｂに摺動自在に嵌合しており、このガイド７ｂは、シリンダヘッド３ｃに固定されている。さらに、排気弁７は、上下のスプリングシート７ｃ，７ｄと、これらの間に設けられたバルブスプリング７ｅとを備えており、このバルブスプリング７ｅにより、閉弁方向に付勢されている。

また、排気カムシャフト８は、これと一体の排気スプロケット（図示せず）を備え、この排気スプロケットおよび図示しないタイミングチェーンを介してクランクシャフト３ｄに連結されており、それにより、クランクシャフト３ｄが２回転する毎に１回転する。さらに、排気カム９は、排気カムシャフト８上にこれと一体に回転するように気筒３ａ毎に設けられている。

さらに、排気動弁機構３０は、ロッカアーム３１を備えており、このロッカアーム３１が排気カム９の回転に伴って回動することにより、バルブスプリング７ｅの付勢力に抗しながら、排気弁７を開閉駆動する。

一方、燃料噴射弁１０は、気筒３ａ毎に設けられ、燃料を燃焼室内に直接噴射するように、傾斜した状態でシリンダヘッド３ｃに取り付けられている。すなわち、エンジン３は直噴エンジンとして構成されている。また、燃料噴射弁１０は、ＥＣＵ２に電気的に接続されており、ＥＣＵ２により、開弁時間および開弁タイミングが制御され、それにより、燃料噴射量が制御される。

また、点火プラグ１１も、気筒３ａ毎に設けられ、シリンダヘッド３ｃに取り付けられている。点火プラグ１１は、ＥＣＵ２に電気的に接続されており、ＥＣＵ２により、後述する点火時期に応じたタイミングで燃焼室内の混合気を燃焼させるように、放電状態が制御される。

一方、エンジン３には、クランク角センサ２０および水温センサ２１が設けられている。このクランク角センサ２０は、マグネットロータおよびＭＲＥピックアップで構成されており、クランクシャフト３ｄの回転に伴い、いずれもパルス信号であるＣＲＫ信号およびＴＤＣ信号をＥＣＵ２に出力する。

このＣＲＫ信号は、所定クランク角（例えば１゜）毎に１パルスが出力され、ＥＣＵ２は、このＣＲＫ信号に基づき、エンジン３の回転数（以下「エンジン回転数」という）ＮＥを算出する。また、ＴＤＣ信号は、各気筒３ａのピストン３ｂが吸気行程のＴＤＣ位置よりも若干、手前の所定のクランク角位置にあることを表す信号であり、所定クランク角毎に１パルスが出力される。なお、本実施形態では、クランク角センサ２０が、第１参照パラメータ検出手段に相当し、エンジン回転数ＮＥが第１参照パラメータに相当する。

また、水温センサ２１は、例えばサーミスタなどで構成されており、エンジン水温ＴＷを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。このエンジン水温ＴＷは、エンジン３のシリンダブロック３ｈ内を循環する冷却水の温度である。

さらに、エンジン３の吸気管１２では、スロットル弁機構が省略されているとともに、その吸気通路１２ａが大口径に形成されており、それにより、流動抵抗が通常のエンジンよりも小さくなるように設定されている。この吸気管１２には、エアフローセンサ２２および吸気温センサ２３（図２参照）が設けられている。

このエアフローセンサ２２は、熱線式エアフローメータで構成されており、吸気通路１２ａ内を流れる空気の流量（以下「空気流量」という）Ｇｉｎを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。なお、空気流量Ｇｉｎの単位は、ｇ／ｓｅｃである。また、吸気温センサ２３は、吸気通路１２ａ内を流れる空気の温度（以下「吸気温」という）ＴＡを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。

さらに、エンジン３の排気管１３には、上流側から順に、ＬＡＦセンサ２４および触媒装置１４がそれぞれ設けられている。ＬＡＦセンサ２４は、ジルコニアおよび白金電極などで構成され、理論空燃比よりもリッチなリッチ領域から極リーン領域までの広範囲な空燃比の領域において、排気管１３の排気通路１３ａ内を流れる排ガス中の酸素濃度をリニアに検出し、それを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。

ＥＣＵ２は、このＬＡＦセンサ２４の検出信号の値に基づき、排ガス中の空燃比を表す検出空燃比ＫＡＣＴを算出する。この場合、検出空燃比ＫＡＣＴは、具体的には当量比として算出される。なお、本実施形態では、ＬＡＦセンサ２４が制御量検出手段に相当し、検出空燃比ＫＡＣＴが制御量に相当する。

次に、前述した可変式吸気動弁機構４０について説明する。この可変式吸気動弁機構４０は、図４に示すように、吸気カムシャフト５、吸気カム６、可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０などで構成されている。

この可変バルブリフト機構５０は、吸気カムシャフト５の回転に伴って吸気弁４を開閉駆動するとともに、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを所定の最大値Ｌｉｆｔｉｎｍａｘと値０との間で無段階に変更するものであり、気筒３ａ毎に設けられた四節リンク式のロッカアーム機構５１と、これらのロッカアーム機構５１を同時に駆動するリフトアクチュエータ６０（図５参照）などを備えている。なお、本実施形態では、可変バルブリフト機構５０が可変吸気機構に相当する。

各ロッカアーム機構５１は、ロッカアーム５２および上下のリンク５３，５４などで構成されている。この上リンク５３の一端部は、上ピン５５を介して、ロッカアーム５２の上端部に回動自在に取り付けられており、他端部は、ロッカアームシャフト５６に回動自在に取り付けられている。このロッカアームシャフト５６は、図示しないホルダを介して、シリンダヘッド３ｃに取り付けられている。

また、ロッカアーム５２の上ピン５５上には、ローラ５７が回動自在に設けられている。このローラ５７は、吸気カム６のカム面に当接しており、吸気カム６が回転する際、そのカム面に案内されながら吸気カム６上を転動する。これにより、ロッカアーム５２は上下方向に駆動されるとともに、上リンク５３が、ロッカアームシャフト５６を中心として回動する。

さらに、ロッカアーム５２の吸気弁４側の端部には、アジャストボルト５２ａが取り付けられている。このアジャストボルト５２ａは、吸気カム６の回転に伴ってロッカアーム５２が上下方向に移動すると、バルブスプリング４ｅの付勢力に抗しながら、ステム４ａを上下方向に駆動し、吸気弁４を開閉する。

また、下リンク５４の一端部は、下ピン５８を介して、ロッカアーム５２の下端部に回動自在に取り付けられており、下リンク５４の他端部には、連結軸５９が回動自在に取り付けられている。下リンク５４は、この連結軸５９を介して、リフトアクチュエータ６０の後述する短アーム６５に連結されている。

一方、リフトアクチュエータ６０は、図５に示すように、モータ６１、ナット６２、リンク６３、長アーム６４および短アーム６５などを備えている。このモータ６１は、ＥＣＵ２に接続され、エンジン３のヘッドカバー３ｇの外側に配置されている。モータ６１の回転軸は、雄ねじが形成されたねじ軸６１ａになっており、このねじ軸６１ａに、ナット６２が螺合している。このナット６２は、リンク６３を介して、長アーム６４に連結されている。このリンク６３の一端部は、ピン６３ａを介して、ナット６２に回動自在に取り付けられ、他端部は、ピン６３ｂを介して、長アーム６４の一端部に回動自在に取り付けられている。

また、長アーム６４の他端部は、回動軸６６を介して短アーム６５の一端部に取り付けられている。この回動軸６６は、断面円形に形成され、エンジン３のヘッドカバー３ｇを貫通しているとともに、これに回動自在に支持されている。この回動軸６６の回動に伴い、長アーム６４および短アーム６５はこれと一体に回動する。

さらに、短アーム６５の他端部には、前述した連結軸５９が回動自在に取り付けられており、これにより、短アーム６５は、連結軸５９を介して、下リンク５４に連結されている。

次に、以上のように構成された可変バルブリフト機構５０の動作について説明する。この可変バルブリフト機構５０では、ＥＣＵ２からの後述するリフト制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎがリフトアクチュエータ６０に入力されると、ねじ軸６１ａが回転し、それに伴うナット６２の移動により、長アーム６４および短アーム６５が回動軸６６を中心として回動するとともに、この短アーム６５の回動に伴って、ロッカアーム機構５１の下リンク５４が、下ピン５８を中心として回動する。すなわち、リフトアクチュエータ６０により、下リンク５４が駆動される。

その際、ＥＣＵ２の制御により、短アーム６５の回動範囲は、図５（ａ）に示す最大リフト位置と図５（ｂ）に示すゼロリフト位置との間に規制され、それにより、下リンク５４の回動範囲も、図４に実線で示す最大リフト位置と、図４に２点鎖線で示すゼロリフト位置との間に規制される。

下リンク５４が最大リフト位置にある場合、ロッカアームシャフト５６、上下のピン５５，５８および連結軸５９によって構成される四節リンクでは、上ピン５５および下ピン５８の中心間の距離が、ロッカアームシャフト５６および連結軸５９の中心間の距離よりも長くなるように構成されており、それにより、図６（ａ）に示すように、吸気カム６が回転すると、これとローラ５７との当接点の移動量よりも、アジャストボルト５２ａの移動量の方が大きくなる。

一方、下リンク５４がゼロリフト位置にある場合、上記四節リンクでは、上ピン５５および下ピン５８の中心間の距離が、ロッカアームシャフト５６および連結軸５９の中心間の距離よりも短くなるように構成されており、それにより、図６（ｂ）に示すように、吸気カム６が回転した際、アジャストボルト５２ａがほとんど移動しない状態となる。

以上の理由により、吸気カム６の回転中、吸気弁４は、下リンク５４が最大リフト位置にあるときには、図７の実線で示すバルブリフト曲線に従って開弁し、バルブリフトＬｉｆｔｉｎは、その最大値Ｌｉｆｔｉｎｍａｘを示す。一方、下リンク５４がゼロリフト位置にあるときには、図７の２点鎖線で示すように、吸気管４は閉弁状態に保持され、バルブリフトＬｉｆｔｉｎは値０に保持される。

したがって、この可変バルブリフト機構５０では、アクチュエータ６０を介して、下リンク５４を最大リフト位置とゼロリフト位置との間で回動させることにより、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを、最大値Ｌｉｆｔｉｎｍａｘと値０との間で無段階に変化させることができる。

なお、この可変バルブリフト機構５０には、図示しないロック機構が設けられており、このロック機構により、リフト制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎが後述する故障時用値Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎ＿ｆｓに設定されているときや、断線などによりＥＣＵ２からのリフト制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎがリフトアクチュエータ６０に入力されないときには、可変バルブリフト機構５０の動作がロックされる。すなわち、可変バルブリフト機構５０によるバルブリフトＬｉｆｔｉｎの変更が禁止され、バルブリフトＬｉｆｔｉｎが所定のロック値に保持される。なお、この所定のロック値は、カム位相Ｃａｉｎが後述するロック値に保持されている場合において、吸入空気量として後述する所定の故障時用値Ｇｃｙｌ＿ｆｓを確保できるような値に設定されている。この所定の故障時用値Ｇｃｙｌ＿ｆｓは、停車中はアイドル運転やエンジン始動を適切に行うことができると同時に、走行中は低速走行状態を維持できるような値に設定されている。

また、エンジン３には、回動角センサ２５が設けられており（図２参照）、この回動角センサ２５は、回動軸６６すなわち短アーム６５の回動角を検出して、その検出信号をＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、この回動角センサ２５の検出信号に基づき、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを算出する。なお、本実施形態では、回動角センサ２５が参照パラメータ検出手段および第２参照パラメータ検出手段に相当し、バルブリフトＬｉｆｔｉｎが参照パラメータ、第２参照パラメータおよび動作状態パラメータに相当する。

次に、前述した可変カム位相機構７０について説明する。この可変カム位相機構７０は、吸気カムシャフト５のクランクシャフト３ｄに対する相対的な位相（以下「カム位相」という）Ｃａｉｎを無段階に進角側または遅角側に変更するものであり、吸気カムシャフト５の吸気スプロケット側の端部に設けられている。図８に示すように、可変カム位相機構７０は、ハウジング７１、３枚羽根式のベーン７２、油圧ポンプ７３および電磁弁機構７４などを備えている。

このハウジング７１は、吸気カムシャフト５上の吸気スプロケットと一体に構成されており、互いに等間隔に形成された３つの隔壁７１ａを備えている。ベーン７２は、吸気カムシャフト５の吸気スプロケット側の端部に同軸に取り付けられ、吸気カムシャフト５から外方に放射状に延びているとともに、ハウジング７１内に回転可能に収容されている。また、ハウジング７１では、隔壁７１ａとベーン７２との間に、３つの進角室７５および３つの遅角室７６が形成されている。

油圧ポンプ７３は、クランクシャフト３ｄに連結された機械式のものであり、クランクシャフト３ｄが回転すると、それに伴って、エンジン３のオイルパン３ｅに蓄えられた潤滑用のオイルを、油路７７ｃを介して吸い込むとともに、これを昇圧した状態で、油路７７ｃを介して電磁弁機構７４に供給する。

電磁弁機構７４は、スプール弁機構７４ａおよびソレノイド７４ｂを組み合わせたものであり、進角油路７７ａおよび遅角油路７７ｂを介して、進角室７５および遅角室７６にそれぞれ接続されているとともに、油圧ポンプ７３から供給された油圧を、進角油圧Ｐａｄおよび遅角油圧Ｐｒｔとして、進角室７５および遅角室７６にそれぞれ出力する。電磁弁機構７４のソレノイド７４ｂは、ＥＣＵ２に電気的に接続されており、ＥＣＵ２からの後述する位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎが入力された際、スプール弁機構７４ａのスプール弁体を、位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎに応じて所定の移動範囲内で移動させることにより、進角油圧Ｐａｄおよび遅角油圧Ｐｒｔをいずれも変化させる。

以上の可変カム位相機構７０では、油圧ポンプ７３の動作中、電磁弁機構７４が制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎに応じて作動することにより、進角油圧Ｐａｄが進角室７５に、遅角油圧Ｐｒｔが遅角室７６にそれぞれ供給され、それにより、ベーン７２とハウジング７１との間の相対的な位相が進角側または遅角側に変更される。その結果、前述したカム位相Ｃａｉｎが、最遅角値Ｃａｉｎｒｔ（例えばカム角０゜に相当する値）と最進角値Ｃａｉｎａｄ（例えばカム角５５゜分に相当する値）の間で連続的に変化し、それにより、吸気弁４のバルブタイミングは、図９に実線で示す最遅角タイミングと、図９に２点鎖線で示す最進角タイミングとの間で、無段階に変更される。

なお、この可変カム位相機構７０には、図示しないロック機構が設けられており、このロック機構により、油圧ポンプ７３からの供給油圧が低いとき、位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎが後述する故障時用値Ｕ＿Ｃａｉｎ＿ｆｓに設定されているとき、および断線などにより位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎが電磁弁機構７４に入力されないときには、可変カム位相機構７０の動作がロックされる。すなわち、可変カム位相機構７０によるカム位相Ｃａｉｎの変更が禁止され、カム位相Ｃａｉｎが所定のロック値に保持される。この所定のロック値は、前述したように、バルブリフトＬｉｆｔｉｎが所定のロック値に保持されている場合において、吸入空気量として所定の故障時用値Ｇｃｙｌ＿ｆｓを確保できるような値に設定されている。

以上のように、本実施形態の可変式吸気動弁機構４０では、可変バルブリフト機構５０により、バルブリフトＬｉｆｔｉｎがその最大値Ｌｉｆｔｉｎｍａｘと値０の間で無段階に変更されるとともに、可変カム位相機構７０により、カム位相Ｃａｉｎすなわち吸気弁４のバルブタイミングが前述した最遅角タイミングと最進角タイミングとの間で、無段階に変更される。また、ＥＣＵ２により、後述するように、可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０を介して、バルブリフトＬｉｆｔｉｎおよびカム位相Ｃａｉｎがそれぞれ制御され、それにより、吸入空気量が制御される。

一方、吸気カムシャフト５の可変カム位相機構７０と反対側の端部には、カム角センサ２６（図２参照）が設けられている。このカム角センサ２６は、例えばマグネットロータおよびＭＲＥピックアップで構成されており、吸気カムシャフト５の回転に伴い、パルス信号であるＣＡＭ信号を所定のカム角（例えば１゜）毎にＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、このＣＡＭ信号および前述したＣＲＫ信号に基づき、カム位相Ｃａｉｎを算出する。なお、本実施形態では、カム角センサ２６が第１参照パラメータ検出手段に相当し、カム位相Ｃａｉｎが第１参照パラメータに相当する。

さらに、図２に示すように、ＥＣＵ２には、アクセル開度センサ２７およびイグニッション・スイッチ（以下「ＩＧ・ＳＷ」という）２８が接続されている。このアクセル開度センサ２７は、車両の図示しないアクセルペダルの踏み込み量（以下「アクセル開度」という）ＡＰを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。また、ＩＧ・ＳＷ２８は、イグニッションキー（図示せず）操作によりＯＮ／ＯＦＦされるとともに、そのＯＮ／ＯＦＦ状態を表す信号をＥＣＵ２に出力する。

ＥＣＵ２は、ＣＰＵ、ＲＡＭ、ＲＯＭおよびＩ／Ｏインターフェース（いずれも図示せず）などからなるマイクロコンピュータで構成されており、前述した各種のセンサ２０〜２７の検出信号およびＩＧ・ＳＷ２８のＯＮ／ＯＦＦ信号などに応じて、エンジン３の運転状態を判別するとともに、各種の制御を実行する。具体的には、ＥＣＵ２は、後述するように、運転状態に応じて、空燃比制御および点火時期制御を実行する。これに加えて、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄを算出するとともに、可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０を介して、バルブリフトＬｉｆｔｉｎおよびカム位相Ｃａｉｎをそれぞれ制御することにより、吸入空気量を制御する。

なお、本実施形態では、ＥＣＵ２が、制御量検出手段、参照パラメータ検出手段、目標値設定手段、制御入力算出手段、誤差パラメータ算出手段、影響度合パラメータ算出手段、補正後誤差パラメータ算出手段、モデル修正手段、第１入力値算出手段、第１参照パラメータ検出手段、第２参照パラメータ検出手段、修正値算出手段、第１影響度合パラメータ算出手段、補正後修正値算出手段および第２影響度合パラメータ算出手段に相当する。

次に、本実施形態の制御装置１について説明する。この制御装置１は、図１０に示すように、空燃比制御を実行する空燃比コントローラ１００を備えており、この空燃比コントローラ１００は、以下に述べるように、燃料噴射量ＴＯＵＴを燃料噴射弁１０毎に算出するものであり、具体的にはＥＣＵ２により構成されている。なお、本実施形態では、空燃比コントローラ１００が制御入力算出手段に相当し、燃料噴射量ＴＯＵＴが制御入力および供給燃料量に相当する。

同図に示すように、空燃比コントローラ１００は、第１および第２推定吸気量算出部１０１，１０２、移行係数算出部１０３、増幅要素１０４，１０５、加算要素１０６、増幅要素１０７、目標空燃比算出部１０８、空燃比補正係数算出部１０９、総補正係数算出部１１０、乗算要素１１１、燃料付着補正部１１２、空燃比誤差推定値算出部１１３、加算要素１１４およびリフト補正値算出部１２０を備えている。

まず、第１推定吸気量算出部１０１では、以下に述べるように、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが算出される。具体的には、最初に、エンジン回転数ＮＥおよび補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄに応じて、図１１に示すマップを検索することにより、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅを算出する。この補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄは、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを後述するリフト補正値Ｄｌｉｆｔで補正した値であり、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔの算出において、この補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄを用いる理由については後述する。なお、この第１推定吸気量算出部１０１では、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄとして、そのダウンサンプリング値が用いられる。また、図１１において、ＮＥ１〜ＮＥ３は、ＮＥ１＜ＮＥ２＜ＮＥ３の関係が成立するエンジン回転数ＮＥの所定値であり、この点は以下の説明においても同様である。

このマップでは、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅは、ＮＥ＝ＮＥ１またはＮＥ２の場合、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが小さい領域では、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが大きいほど、より大きい値に設定され、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが最大値Ｌｉｆｔｉｎｍａｘに近い領域では、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが大きいほど、より小さい値に設定されている。これは、低・中回転域では、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが最大値Ｌｉｆｔｉｎｍａｘに近い領域においてより大きな値になるほど、吸気弁４の開弁時間が長くなることで、吸気の吹き戻しにより充填効率が低下するためである。また、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅは、ＮＥ＝ＮＥ３の場合、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが大きいほど、より大きい値に設定されている。これは、高回転域では、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが大きい領域でも、吸気の慣性力により上記吸気の吹き戻しが発生しにくくなるため、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが大きいほど、充填効率がより高くなることによる。

さらに、エンジン回転数ＮＥおよびカム位相Ｃａｉｎに応じて、図１２に示すマップを検索することにより、補正係数Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出する。このマップでは、補正係数Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔは、ＮＥ＝ＮＥ１またはＮＥ２の場合、カム位相Ｃａｉｎが最遅角値Ｃａｉｎｒｔに近い領域では、最遅角値Ｃａｉｎｒｔに近いほど、より小さい値に設定され、それ以外の領域では、カム位相Ｃａｉｎが最進角値Ｃａｉｎａｄ側の値であるほど、より小さな値に設定されている。これは、低・中回転域では、カム位相Ｃａｉｎが最遅角値Ｃａｉｎｒｔに近い領域において、最遅角値Ｃａｉｎｒｔに近いほど、吸気弁４の閉弁タイミングが遅くなることで、吸気の吹き戻しにより充填効率が低下するためであり、それ以外の領域では、カム位相Ｃａｉｎが最進角値Ｃａｉｎａｄに近いほど、バルブオーバーラップの増大に伴う内部ＥＧＲ量の増大により、充填効率が低下するためである。また、ＮＥ＝ＮＥ３の場合、補正係数Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔは、カム位相Ｃａｉｎが最遅角値Ｃａｉｎｒｔに近い領域では、一定値（値１）に設定され、それ以外の領域では、カム位相Ｃａｉｎが最進角値Ｃａｉｎａｄ側の値であるほど、より小さな値に設定されている。これは、高回転域では、カム位相Ｃａｉｎが最進角値Ｃａｉｎａｄに近い領域でも、前述した吸気の慣性力により、吸気の吹き戻しが発生しにくくなることによる。

そして、以上のように算出した基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅおよび補正係数Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔを用い、下式（１）により、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが算出される。

上記式（１）における記号（ｎ）付きの各離散データは、ＴＤＣ信号の発生に同期する制御周期ΔＴｎでサンプリングまたは算出されたデータであることを示しており、記号ｎは各離散データのサンプリングまたは算出サイクルの順番を表している。例えば、記号ｎは今回の制御タイミングでサンプリングされた値であることを、記号ｎ−１は前回の制御タイミングでサンプリングされた値であることをそれぞれ示している。なお、以下の説明では、各離散データにおける記号（ｎ）などを適宜、省略する。

ここで、第１推定吸気量算出部１０１における第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔの算出は、以上の算出手法に限らず、エンジン回転数ＮＥ、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄおよびカム位相Ｃａｉｎに応じて、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出するものであればよい。例えば、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔと、エンジン回転数ＮＥ、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄおよびカム位相Ｃａｉｎとの関係を予め設定した４次元マップを用いて、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出してもよい。また、エンジン回転数ＮＥ、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄおよびカム位相Ｃａｉｎを入力とし、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを出力とするニューラルネットワークモデルを用いて、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出してもよい。

なお、本実施形態では、第１推定吸気量算出部１０１が第１入力値算出手段に相当し、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが第１入力値に相当する。

また、移行係数算出部１０３では、移行係数Ｋｇが以下のように算出される。まず、第１推定吸気量算出部１０１で算出された第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ、およびエンジン回転数ＮＥを用い、下式（２）により、推定流量Ｇｉｎ＿ｖｔ（単位：ｇ／ｓｅｃ）を算出する。

次いで、この推定流量Ｇｉｎ＿ｖｔに応じて、図１３に示すマップを検索することにより、移行係数Ｋｇを算出する。同図において、Ｇｉｎ１，２は、Ｇｉｎ１＜Ｇｉｎ２の関係が成立する所定値である。この所定値Ｇｉｎ１は、Ｇｉｎ＿ｖｔ≦Ｇｉｎ１の範囲では、吸気通路１２ａ内の空気流量が小さいことにより、エアフローセンサ２２の分解能に起因して、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔの信頼性が後述する第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ａｆｍの信頼性を上回るような値に設定されている。また、所定値Ｇｉｎ２は、Ｇｉｎ２≦Ｇｉｎ＿ｖｔの範囲では、吸気通路１２ａ内の空気流量が大きいことにより、第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ａｆｍの信頼性が第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔの信頼性を上回るような値に設定されている。さらに、このマップでは、移行係数Ｋｇは、Ｇｉｎ＿ｖｔ≦Ｇｉｎ１の範囲では値０に、Ｇｉｎ２≦Ｇｉｎ＿ｖｔの範囲では値１に設定されているとともに、Ｇｉｎ１＜Ｇｉｎ＿ｖｔ＜Ｇｉｎ２の範囲では、値０と値１の間で、かつ推定流量Ｇｉｎ＿ｖｔが大きいほど、より大きな値に設定されている。

一方、第２推定吸気量算出部１０２では、空気流量Ｇｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに基づき、下式（３）により、第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ａｆｍ（単位：ｇ）が算出される。

増幅要素１０４，１０５では、以上のように算出された第１および第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ，Ｇｃｙｌ＿ａｆｍをそれぞれ（１−Ｋｇ），Ｋｇ倍に増幅した値が算出される。そして、加算要素１０６では、そのように増幅された値に基づき、下式（４）の加重平均演算により、算出吸気量Ｇｃｙｌが算出される。

この式（４）を参照すると明らかなように、Ｋｇ＝０のとき、すなわち前述したＧｉｎ＿ｖｔ≦Ｇｉｎ１の範囲では、Ｇｃｙｌ＝Ｇｃｙｌ＿ｖｔとなり、Ｋｇ＝１のとき、すなわちＧｉｎ２≦Ｇｉｎ＿ｖｔの範囲では、Ｇｃｙｌ＝Ｇｃｙｌ＿ａｆｍとなるとともに、０＜Ｋｇ＜１のとき、すなわちＧｉｎ１＜Ｇｉｎ＿ｖｔ＜Ｇｉｎ２の範囲では、算出吸気量Ｇｃｙｌにおける第１および第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ，Ｇｃｙｌ＿ａｆｍの重み付けの度合いは、移行係数Ｋｇの値によって決定される。

さらに、増幅要素１０７では、算出吸気量Ｇｃｙｌに基づき、下式（５）により、基本燃料噴射量Ｔｃｙｌ＿ｂｓが算出される。なお、下式（５）のＫｇｔは、燃料噴射弁１０毎に予め設定される換算係数である。

また、目標空燃比算出部１０８では、算出吸気量Ｇｃｙｌおよびアクセル開度ＡＰに応じて、図１４に示すマップを検索することにより、目標空燃比ＫＣＭＤが算出される。このマップでは、目標空燃比ＫＣＭＤの値は、当量比として設定されているとともに、基本的には、触媒装置１４の排ガス浄化性能を良好な状態に保持するために、理論空燃比（１４．５）に相当する値に設定されている。なお、本実施形態では、目標空燃比算出部１０８が目標値設定手段に相当し、目標空燃比ＫＣＭＤが目標値に相当する。

さらに、空燃比補正係数算出部１０９では、下式（６）〜（１０）に示すスライディングモード制御アルゴリズムにより、空燃比補正係数ＫＡＦが算出される。なお、下式（６）〜（１０）における記号（ｍ）付きの各離散データは、１燃焼サイクル毎すなわちＴＤＣ信号が連続して４回発生する毎にサンプリングまたは算出されたデータであることを示しており、記号ｍは各離散データのサンプリングサイクルの順番を表している。

上記式（６）に示すように、空燃比補正係数ＫＡＦは、到達則入力Ｕｒｃｈ’と適応則入力Ｕａｄｐ’の和として算出され、この到達則入力Ｕｒｃｈ’は、式（７）により算出される。同式（７）において、Ｋｒｃｈ’は、所定の到達則ゲインを表しており、σ’は、式（９）のように定義される切換関数である。同式（９）において、Ｓ’は、−１＜Ｓ’＜０の関係が成立するように設定される切換関数設定パラメータであり、ｅは、式（１０）のように定義される追従誤差である。この場合、切換関数設定パラメータＳ’の設定値により、追従誤差ｅの値０への収束速度が指定される。

また、適応則入力Ｕａｄｐ’は、式（８）により算出され、同式（８）において、Ｋａｄｐ’は、所定の適応則ゲインを表している。なお、この適応則入力Ｕａｄｐ’の初期値は、値１に設定される。

以上のように、空燃比補正係数算出部１０９では、式（６）〜（１０）に示すスライディングモード制御アルゴリズムにより、検出空燃比ＫＡＣＴを目標空燃比ＫＣＭＤに収束させるための値として、空燃比補正係数ＫＡＦが算出される。なお、本実施形態では、空燃比補正係数ＫＡＦが第２入力値に相当する。

一方、総補正係数算出部１１０では、エンジン水温ＴＷおよび吸気温ＴＡなどの運転状態を表す各種のパラメータに応じて、図示しないマップを検索することにより、各種の補正係数を算出するとともに、これらの各種の補正係数を互いに乗算することにより、総補正係数ＫＴＯＴＡＬが算出される。

また、乗算要素１１１では、下式（１１）により、要求燃料噴射量Ｔｃｙｌが算出される。

さらに、燃料付着補正部１１２では、以上のように算出された要求燃料噴射量Ｔｃｙｌに、所定の燃料付着補正処理を施すことにより、燃料噴射量ＴＯＵＴが算出される。そして、この燃料噴射量ＴＯＵＴに基づいて、燃料噴射弁１０の燃料噴射タイミングおよび開弁時間が決定され、燃料噴射弁１０が制御される。

次に、前述した空燃比誤差推定値算出部１１３について説明する。この空燃比誤差推定値算出部１１３では、以下に述べるように、空燃比誤差推定値Ｅａｆが算出される。まず、空燃比補正係数ＫＡＦおよび検出空燃比ＫＡＣＴに基づき、下式（１２）により、実空燃比推定値ＫＡＣＴ＿ｈａｔを算出し、その後、下式（１３）により、空燃比誤差推定値Ｅａｆが算出される。

ここで、上式（１２），（１３）における記号（ｋ）付きの各離散データは、所定の制御周期ΔＴｋ（本実施形態では５ｍｓｅｃ）に同期してサンプリングまたは算出されたデータであることを示しており、記号ｋは各離散データのサンプリングまたは算出サイクルの順番を表している。なお、以下の説明では、各離散データにおける記号（ｋ）を適宜省略する。また、上式（１２），（１３）におけるｄは、燃焼ガスが燃焼室からＬＡＦセンサ２４に到達するまでのむだ時間を表している。

上式（１２）に示すように、実空燃比推定値ＫＡＣＴ＿ｈａｔは、今回の制御タイミングで得られた検出空燃比ＫＡＣＴ（ｋ）をむだ時間ｄ前の制御タイミングで算出された空燃比補正係数ＫＡＦ（ｋ−ｄ）で除算することにより、この値ＫＡＦ（ｋ−ｄ）の影響を受けない値として算出される。すなわち、実空燃比推定値ＫＡＣＴ＿ｈａｔは、むだ時間ｄ前の制御タイミングで空燃比フィードバック制御を実行しなかったと想定した場合の、今回の制御タイミングにおける実際の空燃比の推定値として算出される。

したがって、空燃比誤差推定値Ｅａｆは、そのような実空燃比推定値ＫＡＣＴ＿ｈａｔ（ｋ）と、むだ時間ｄ前の制御タイミングでの目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ−ｄ）との偏差として算出されるので、むだ時間ｄ前の制御タイミングで空燃比フィードバック制御を実行しなかったと想定した場合の、今回の制御タイミングにおける空燃比の制御誤差に相当する。なお、本実施形態では、空燃比誤差推定値算出部１１３が誤差パラメータ算出手段に相当し、空燃比誤差推定値Ｅａｆが誤差パラメータに相当する。

次に、前述したリフト補正値算出部１２０について説明する。このリフト補正値算出部１２０では、以下に述べる手法により、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが算出される。本実施形態の制御装置１では、前述したように、リフト補正値ＤｌｉｆｔでバルブリフトＬｉｆｔｉｎを補正した補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄと、図１１のマップを用いて、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅが算出されており、以下、このような補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄを用いる理由について説明する。

本実施形態の制御装置１のように、可変バルブリフト機構５０を介して吸入空気量を制御した場合、バルブリフトＬｉｆｔｉｎと基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅとの関係が、実際の関係に対してずれを生じることで、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを用いて基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅを算出したとき（例えば前述した図１１のマップで横軸をバルブリフトＬｉｆｔｉｎとしたとき）には、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅの算出値が、実際の値に対して誤差を生じる可能性がある。

すなわち、衝撃などにより回動角センサ２５の取付状態が変化したり、温度変化に伴って回動角センサ２５の特性が変化したりすると、バルブリフトの算出値Ｌｉｆｔｉｎがその実際値に対してずれてしまうことがあり、その場合には、上述した基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅの算出誤差を生じてしまう。また、可変バルブリフト機構５０の構成部品の摩耗、汚れの付着および経年変化による遊びなどに起因して、可変バルブリフト機構５０の動特性（すなわちリフト制御入力Ｕ＿ｌｉｆｔｉｎに対するバルブリフトＬｉｆｔｉｎの関係）が変化した場合にも、上述した基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅの算出誤差が発生する。以下の説明では、バルブリフトＬｉｆｔｉｎと基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅとの関係が、実際の関係に対してずれた状態にあることを「リフト誤差」という。

例えば、エンジン回転数ＮＥが低回転域にある場合、上述したリフト誤差の発生状態としては、図１５および図１６に示すものが考えられる。図１５は、バルブリフトの算出値Ｌｉｆｔｉｎがその実際値に対してオフセット（ゼロ点ずれ）を生じていることで、上述したリフト誤差が発生している場合を示しており、図１６は、バルブリフトの算出値Ｌｉｆｔｉｎはその実際値に対して誤差を生じていないものの、上述した可変バルブリフト機構５０の動特性の変化に起因して、リフト誤差が発生している場合を示している。両図では、実線で示す曲線が、バルブリフトＬｉｆｔｉｎと基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅの関係においてリフト誤差がない状態を表しており、破線で示す曲線が、リフト誤差が発生している状態を表している。

両図１５，１６を参照すると明らかなように、リフト誤差は、バルブリフトＬｉｆｔｉｎが小リフト域の所定値Ｌｉｆｔｉｎ＿ａのときの方が大リフト域の所定値Ｌｉｆｔｉｎ＿ｂ（＞Ｌｉｆｔｉｎ＿ａ）のときよりも大きくなっている。すなわち、リフト誤差は、上述したバルブリフトＬｉｆｔｉｎのオフセットに起因する場合でも、可変バルブリフト機構５０の動特性の変化に起因する場合でも、小リフト域の方が大リフト域よりも大きくなることが判る。

また、図１７を参照すると明らかなように、バルブリフトＬｉｆｔｉｎの変化量ΔＬｉｆｔｉｎに対する基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅの変化量ΔＧｃｙｌは、小リフト域の値ΔＧｃｙｌ＿ａの方が、大リフト域の値ΔＧｃｙｌ＿ｂよりも大きくなるので、２つの変化量の比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎは、（ΔＧｃｙｌ＿ａ／ΔＬｉｆｔｉｎ）≫（ΔＧｃｙｌ＿ｂ／ΔＬｉｆｔｉｎ）の関係が成立する。

ここで、前述した空燃比誤差推定値Ｅａｆが、リフト誤差に起因して発生していると想定した場合、そのリフト誤差が空燃比誤差推定値Ｅａｆに及ぼす影響度合すなわち感度の大小は、上記比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎの大小関係と同じであると見なすことができる。言い換えれば、空燃比誤差推定値Ｅａｆが発生した場合、比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎが大きいほど、空燃比誤差推定値Ｅａｆがリフト誤差に起因して発生した確率がより高いと見なすことができる。これに加えて、比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎの値は、バルブリフトＬｉｆｔｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて変化する（前述した図１１参照）とともに、カム位相Ｃａｉｎに応じても変化するので、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するリフト誤差の感度も、３つの値Ｌｉｆｔｉｎ，ＮＥ，Ｃａｉｎに応じて変化することになる。

したがって、本実施形態のリフト補正値算出部１２０では、以下に述べる算出手法により、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを補正するためのリフト補正値Ｄｌｉｆｔが、上述した空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するリフト誤差の感度を反映する値として算出される。

図１８に示すように、リフト補正値算出部１２０は、誤差重み算出部１２１、修正誤差算出部１２２、基本リフト補正値算出部１２３、補正感度算出部１２４、乗算要素１２５および加算要素１２６を備えている。なお、本実施形態では、リフト補正値算出部１２０がモデル修正手段および補正後修正値算出手段に相当し、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが補正後修正値に相当する。

まず、誤差重み算出部１２１では、以下に述べるように、誤差重みＷが算出される。なお、本実施形態では、誤差重み算出部１２１が影響度合パラメータ算出手段および第２影響度合パラメータ算出手段に相当し、誤差重みＷが影響度合パラメータおよび第２影響度合パラメータに相当する。

まず、下式（１４）により、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐを算出する。

上式（１４）に示すように、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐは、バルブリフトの今回値Ｌｉｆｔｉｎ（ｋ）とリフト補正値の前回値Ｄｌｉｆｔ（ｋ−１）の和として算出される。これは、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐの算出時点では、リフト補正値の今回値Ｄｌｉｆｔ（ｋ）が未算出であることによる。

次いで、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図１９に示すマップを検索することにより、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅを算出する。この基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅは、上記比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎを、所定の微小リフト＆所定の低回転数での上記比ΔＧｃｙｌ＿ｘ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｘの絶対値｜ΔＧｃｙｌ＿ｘ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｘ｜を基準として正規化した値、すなわち、Ｗ＿ｂａｓｅ＝（ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎ）÷（｜ΔＧｃｙｌ＿ｘ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｘ｜）が成立する値を表している。図中に破線で示すように、ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎ＜０となる条件では、後述する理由によりＷ＿ｂａｓｅ＝０に設定されている。

このマップでは、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅは、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐが小さいほど、より大きい値に設定されている。これは、前述したリフト誤差感度すなわち比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎが、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐが小さいほど、より大きい値を示すことによる。さらに、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅは、小リフト域では、エンジン回転数ＮＥが高いほど、より小さな値に設定され、それ以外のリフト域では、エンジン回転数ＮＥが高いほど、より大きな値に設定されている。これは、前述した図１１の説明で述べた理由（充填効率および吹き戻しの変化）による。なお、本実施形態では、図１９のマップが影響度合モデルおよび第２影響度合モデルに相当する。

また、カム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図２０に示すマップを検索することにより、誤差重み補正係数Ｋ＿ｗを算出する。この誤差重み補正係数Ｋ＿ｗは、上記比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎを、エンジン回転数ＮＥの各所定値ＮＥ１〜ＮＥ３において、カム位相Ｃａｉｎが最遅角のときの比ΔＧｃｙｌ＿ｒｔ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｒｔの絶対値｜ΔＧｃｙｌ＿ｒｔ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｒｔ｜を基準として正規化した値、すなわち、Ｗ＿ｂａｓｅ＝（ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎ）÷（｜ΔＧｃｙｌ＿ｒｔ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｒｔ｜）が成立する値を表している。

このマップでは、誤差重み補正係数Ｋ＿ｗは、エンジン回転数ＮＥおよびカム位相Ｃａｉｎに対して、前述した図１２の補正係数Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔと同じ傾向に設定されている。これは、前述した図１２の説明で述べた理由（充填効率および吹き戻しの変化）による。

そして、最終的に、誤差重みＷは下式（１５）により算出される。

以上のように、誤差重みＷは、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅに誤差重み補正係数Ｋ＿ｗを乗算することにより算出されるので、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するリフト誤差の感度を表す値として算出される。より具体的には、誤差重みＷは、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するリフト誤差の感度すなわち比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎが大きいほど、言い換えれば、空燃比誤差推定値Ｅａｆがリフト誤差に起因して発生した確率が高いほど、より大きい値として算出される。また、これらの２つの値Ｗ＿ｂａｓ，Ｋ＿ｗは、３つのパラメータＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐ，ＮＥ，Ｃａｉｎに応じて、図１９，２０の２つのマップを検索することにより算出されるとともに、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐは、バルブリフトＬｉｆｔｉｎにリフト補正値の前回値Ｄｌｉｆｔ（ｋ−１）を加算した値であるので、これらの２つのマップは、３つの値Ｌｉｆｔｉｎ，ＮＥ，Ｃａｉｎと誤差重みＷとの間の相関関係を表す応答曲面モデルを構成していると見なすことができる。

このように、誤差重みＷが３つの値Ｌｉｆｔｉｎ，ＮＥ，Ｃａｉｎに応じて算出されるのは、リフト誤差の感度は、バルブリフトＬｉｆｔｉｎだけでなく、エンジン回転数ＮＥおよびカム位相Ｃａｉｎの値によっても変化するためである。その結果、誤差重みＷは、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対する３つの値Ｌｉｆｔｉｎ，ＮＥ，Ｃａｉｎの影響度合を表す値として算出される。

なお、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅの算出用マップとして、図１９に示すものに代えて、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅがバルブリフトＬｉｆｔｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて設定されているもの、すなわち図１９の横軸の第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐをバルブリフトＬｉｆｔｉｎに置き換えたものを用いてもよい。

次に、修正誤差算出部１２２では、下式（１６）により、修正誤差Ｗｅａｆが算出される。なお、本実施形態では、修正誤差算出部１２２が補正後誤差パラメータ算出手段に相当し、修正誤差Ｗｅａｆが補正後誤差パラメータに相当する。

上式（１６）において、むだ時間ｄ前の移行係数Ｋｇ（ｋ−ｄ）を用いたのは、以下の理由による。すなわち、前述した式（４）を参照すると明らかなように、移行係数Ｋｇが変化すると、算出吸気量Ｇｃｙｌにおける第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔと第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ａｆｍの寄与度も変化するので、リフト誤差感度も変化することになる。この場合、今回の制御タイミングで算出された空燃比誤差推定値Ｅａｆは、むだ時間ｄ前の制御タイミングでの算出吸気量Ｇｃｙｌ（ｋ−ｄ）およびこれに基づいて算出された燃料噴射量ＴＯＵＴに起因するものとなるので、今回の制御タイミングでのリフト誤差感度の変化は、むだ時間ｄ前の移行係数Ｋｇ（ｋ−ｄ）の変化に起因するものと想定される。したがって、そのようなリフト誤差感度を補償するために、修正誤差Ｗｅａｆの算出において、むだ時間ｄ前の移行係数Ｋｇ（ｋ−ｄ）が用いられる。

また、基本リフト補正値算出部１２３では、下式（１７）〜（２４）に示すスライディングモード制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムにより、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが算出される。すなわち、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓは、修正誤差Ｗｅａｆを値０に収束させるための値として算出される。

上式（１７）において、σは切換関数であり、Ｓは−１＜Ｓ＜０の関係が成立するように設定される切換関数設定パラメータである。この場合、切換関数設定パラメータＳの設定値により、修正誤差Ｗｅａｆの値０への収束速度が指定される。また、式（１８）において、Ｕｒｃｈは到達則入力であり、Ｋｒｃｈは所定の到達則ゲインを表している。さらに、式（１９）において、Ｕｎｌは非線形入力であり、Ｋｎｌは所定の非線形入力用ゲインを表している。また、式（１９）におけるｓｇｎ（σ(ｋ)）は符号関数であり、その値は、σ(ｋ)≧０のときにはｓｇｎ（σ(ｋ)）＝１となり、σ(ｋ)＜０のときにはｓｇｎ（σ(ｋ)）＝−１となるように設定される（なお、σ(ｋ)＝０のときに、ｓｇｎ（σ(ｋ)）＝０となるように設定してもよい）。

さらに、式（２０）において、Ｕａｄｐは適応則入力であり、Ｋａｄｐは所定の適応則ゲインを表している。また、式（２０）のδは、式（２１）により算出される切換関数の積分値である。同式（２１）のλは忘却係数であり、その値は式（２２），（２３）に示すように、基本リフト補正値の前回値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ（ｋ−１）と所定の上下限値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＿Ｈ，Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＿Ｌとの比較結果により、値１または所定値λｌｍｔに設定される。この上限値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＿Ｈは正の所定値に設定され、下限値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＿Ｌは負の所定値に設定されるとともに、所定値λｌｍｔは、０＜λｌｍｔ＜１が成立するような値に設定される。

また、式（２４）に示すように、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓは、到達則入力Ｕｒｃｈ、非線形入力Ｕｎｌおよび適応則入力Ｕａｄｐの和として算出される。

以上の基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの算出アルゴリズムにおいて、忘却係数λを用いたのは以下の理由による。すなわち、空燃比補正係数ＫＡＦが、式（６）〜（１０）のスライディングモード制御アルゴリズムにより算出されるとともに、その空燃比補正係数ＫＡＦに基づいて算出した修正誤差Ｗｅａｆが値０に収束するように、式（１７）〜（２４）のスライディングモード制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムにより、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが算出される。そのため、忘却係数λを用いなかった場合、これらの２つの制御アルゴリズムにおける積分項としての適応則入力Ｕａｄｐ’，Ｕａｄｐが互いに干渉して振動的な挙動を示したり、積分項Ｕａｄｐ’，Ｕａｄｐの絶対値が増大したりすることにより（すなわち適応制御におけるパラメータドリフトと同じ状態になることにより）、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓすなわち第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔの算出値が一時的に不適切な値になり、過渡制御性が低下してしまう。

これに対して、前述した式（２１）では、基本リフト補正値の前回値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ（ｋ−１）の絶対値が大きい場合には、適応則入力Ｕａｄｐにおける切換関数の積分値δの増大を回避するために、０＜λ＜１の範囲内の値に設定された忘却係数λが、切換関数の積分値の前回値δ（ｋ−１）に乗算されている。この場合、前述した式（２１）を漸化式により展開すると、ｈ（ｈは２以上の自然数）回前の制御タイミングでの切換関数の積分値δ（ｋ−ｈ）に対しては、λ^h（≒０）が乗算されることになるので、演算処理が進行したときでも、切換関数の積分値δの増大すなわち適応則入力Ｕａｄｐの増大を回避することができる。その結果、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが振動的な状態になったり、一時的に不適切な値になったりするのを回避でき、過渡制御性を向上させることができる。

また、忘却係数λを常に０＜λ＜１の範囲内の値に設定した場合、修正誤差Ｗｅａｆが値０近傍になったときに、忘却係数λによる忘却効果により、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが値０近傍に収束してしまうので、そのような状態で制御誤差が再度発生すると、その制御誤差を解消するのに時間を要してしまうことになる。したがって、それを回避し、制御誤差を迅速に解消するためには、修正誤差Ｗｅａｆが比較的小さい値のときでも、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓを、修正誤差Ｗｅａｆを補償可能な値に適切に保持しておく必要があるので、基本リフト補正値の前回値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ（ｋ−１）が上述した範囲にあるときには、忘却係数λによる忘却効果をキャンセルするために、λ＝１に設定されている。なお、忘却係数λによる忘却効果が常に不要な場合には、式（２１）において、前回値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ（ｋ−１）の大小にかかわらず、λ＝１と設定すればよい。

また、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓは、修正誤差Ｗｅａｆを値０に収束させるように、前述した式（１７）〜（２４）より算出されるので、例えば、前述した基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅが正値および負値の双方を示す場合、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅが正値と負値との間で変化すると、それに伴って修正誤差Ｗｅａｆの符号が反転し、各制御入力Ｕｒｃｈ，Ｕｎｌ，Ｕａｄｐの符号が反転してしまい、その結果、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが不適切な値に算出されることで、制御が不安定になる可能性がある。したがって、制御の安定性を確保するために、前述した図１９では、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅが負値となる条件下のときに、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅが値０に設定されている。

なお、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅの符号が変化するのに伴って、各制御入力Ｕｒｃｈ，Ｕｎｌ，Ｕａｄｐのゲインの符号を反転させるように制御する場合には、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅが正値および負値の双方を示すときでも、本実施形態と同様に、制御の安定性を確保することができるので、その場合には、図１９に破線で示す基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅが負値となる曲線の値を用いてもよい。なお、本実施形態では、基本リフト補正値算出部１２３が修正値算出手段に相当し、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが修正値に相当する。

一方、前述した補正感度算出部１２４では、以下に述べる手法により、補正感度Ｒｌｉｆｔが算出される。まず、前述した式（１４）により、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐを算出する。

次いで、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図２１に示すマップを検索することにより、基本感度Ｒ＿ｂａｓｅを算出する。この基本感度Ｒ＿ｂａｓｅは、前述した基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅと同様に、比ΔＧｃｙｌ／ΔＬｉｆｔｉｎを、所定の微小リフト＆所定の低回転数での上記比ΔＧｃｙｌ＿ｘ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｘの絶対値｜ΔＧｃｙｌ＿ｘ／ΔＬｉｆｔｉｎ＿ｘ｜を基準として正規化した値を示している。

このマップでは、基本感度Ｒ＿ｂａｓｅは、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐが小さいほど、より大きい値に設定されている。これは、前述した図１９の説明で述べた理由による。また、このマップでは、基本感度Ｒ＿ｂａｓｅは、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅと異なり、正値および負値の双方を示すように設定されている。これは、後述するように、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが、補正感度Ｒｌｉｆｔを基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓに乗算することにより算出されるとともに、これをバルブリフトＬｉｆｔｉｎに加算することにより、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが算出されるので、補正感度Ｒｌｉｆｔが正値および負値の双方を示す場合でも、空燃比制御の安定性を損なうことなく、むしろ、空燃比制御の応答性を高めることができることによる。

また、カム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図２２に示すマップを検索することにより、感度補正係数Ｋ＿ｒを算出する。同図において、実線で示す曲線が、感度補正係数Ｋ＿ｒの値を表しており、破線で示す曲線は、前述した誤差重み補正係数Ｋ＿ｗの値を比較のために表したものである。これらの２つの曲線を比較すると明らかなように、このマップでは、感度補正係数Ｋ＿ｒは、誤差重み補正係数Ｋ＿ｗとほぼ同じような傾向に設定されており、これは、図２０の説明で述べたのと同じ理由による。これに加えて、感度補正係数Ｋ＿ｒの進角側の値は、誤差重み補正係数Ｋ＿ｗよりも値１に近い値に設定されている。これは、カム位相Ｃａｉｎが進角側に制御されている場合、吸入空気量の減少に応じて燃料噴射量ＴＯＵＴが小さい値に算出されるので、その際、燃料噴射量ＴＯＵＴが適切な値よりも小さく誤算出されると、混合気がリーン化することによって燃焼の安定性が低下する可能性があるので、それを回避するためである。

そして、最終的に、補正感度Ｒｌｉｆｔが下式（２５）により算出される。

以上のように、補正感度Ｒｌｉｆｔは、前述した誤差重みＷと同様の手法により算出されるので、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するリフト誤差の感度、すなわち、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するバルブリフトＬｉｆｔｉｎの影響度合を表す値として算出されるとともに、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するエンジン回転数ＮＥおよびカム位相Ｃａｉｎの影響度合も表す値として算出される。そして、このような補正感度Ｒｌｉｆｔを基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓに乗算することにより、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが算出される。このように、補正感度Ｒｌｉｆｔに乗算することによりリフト補正値Ｄｌｉｆｔを算出するのは、リフト誤差の感度が低い条件下で、補正感度Ｒｌｉｆｔを用いることなく、Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＝Ｄｌｉｆｔと算出すると、リフト補正値Ｄｌｉｆｔにより、空燃比誤差推定値Ｅａｆが過補償されるおそれがあるので、それを回避するためである。

なお、補正感度算出部１２４において、基本感度Ｒ＿ｂａｓｅの算出用マップとして、図２１に示すものに代えて、基本感度Ｒ＿ｂａｓｅがバルブリフトＬｉｆｔｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて設定されているもの、すなわち図２１の横軸の第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐをバルブリフトＬｉｆｔｉｎに置き換えたものを用いてもよい。なお、本実施形態では、補正感度算出部１２４が第１影響度合パラメータ算出手段に相当し、補正感度Ｒｌｉｆｔが第１影響度合パラメータに相当し、図２１，２２のマップが第１影響度合モデルに相当する。

次いで、乗算要素１２５では、下式（２６）により、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが算出される。

リフト補正値算出部１２０では、以上の手法により、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが算出される。そして、前述した加算要素１１４で、下式（２７）により、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄが算出される。

以上のように、リフト補正値Ｄｌｉｆｔは、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓに補正感度Ｒｌｉｆｔを乗算することにより算出される。この場合、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓは、修正誤差Ｗｅａｆを値０に収束させるための値であるので、リフト補正値ＤｌｉｆｔによりバルブリフトＬｉｆｔｉｎを補正することは、リフト誤差を解消するように、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを補正または修正することに相当する。したがって、そのような補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄに応じて、前述した図１１のマップを検索することにより、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅを算出することは、リフト誤差を解消するように修正されたマップを用いて、第１入力値としての第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出することに相当する。

なお、本実施形態では、図１１のマップが相関関係モデルに相当し、リフト補正値ＤｌｉｆｔによりバルブリフトＬｉｆｔｉｎを補正した補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄと図１１のマップを用いて、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出することが、修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値を算出することに相当する。

次に、図２３を参照しながら、前述した制御周期ΔＴｎでＥＣＵ２により実行される制御処理について説明する。なお、以下の説明において算出される各種の値は、ＥＣＵ２のＲＡＭ内に記憶されるものとする。

この処理では、まず、ステップ１（図では「Ｓ１」と略す。以下同じ）で、ＴＤＣカウンタの計数値Ｃ＿ＴＤＣを、その前回値Ｃ＿ＴＤＣＺと値１の和（Ｃ＿ＴＤＣＺ＋１）に設定する。すなわち、ＴＤＣカウンタの計数値Ｃ＿ＴＤＣを値１インクリメントする。

次いで、ステップ２に進み、Ｃ＿ＴＤＣ＝４であるか否かを判別する。この判別結果がＮＯで、Ｃ＿ＴＤＣ≠４のときには、後述するステップ６に進む。一方、この判別結果がＹＥＳのときには、ステップ３に進み、ＴＤＣカウンタの計数値Ｃ＿ＴＤＣを値０にリセットする。

ステップ３に続くステップ４で、目標空燃比ＫＣＭＤを算出する。具体的には、前述したように、算出吸気量Ｇｃｙｌおよびアクセル開度ＡＰに応じて、図１４に示すマップを検索することにより、目標空燃比ＫＣＭＤを算出する。

次に、ステップ５で、空燃比補正係数ＫＡＦを算出する。具体的には、空燃比フィードバック制御の実行条件が成立しているときには、前述した式（６）〜（１０）の制御アルゴリズムにより、空燃比補正係数ＫＡＦを算出する。一方、空燃比フィードバック制御の実行条件が不成立のときには、空燃比補正係数ＫＡＦを値１に設定する。

ステップ２または５に続くステップ６で、空燃比制御処理を実行する。この空燃比制御処理は、燃料噴射量ＴＯＵＴを燃料噴射弁１０毎に算出するものであり、その詳細については後述する。

次いで、ステップ７で、点火時期制御処理を実行する。この処理の詳細な説明はここでは省略するが、この処理では、例えば前述した特開２００５−３１５１６１号公報における点火時期制御処理と同じ算出手法により、点火時期Ｉｇｌｏｇが算出される。その後、本処理を終了する。

以上のように、図２３の制御処理では、ステップ３〜５は、Ｃ＿ＴＤＣ＝４が成立する毎に実行されるので、ＴＤＣ信号が連続して４回発生する毎すなわち１燃焼サイクル毎に実行されることになる。

次に、図２４を参照しながら、前述した空燃比制御処理について説明する。本処理は、以下に述べるように、燃料噴射量ＴＯＵＴを燃料噴射弁１０毎に算出するものであり、より具体的には、前述したＴＤＣカウンタの計数値Ｃ＿ＴＤＣが値１から値４までインクリメントされるのに従って、１番気筒→３番気筒→４番気筒→２番気筒の順に各気筒用の燃料噴射弁１０の燃料噴射量ＴＯＵＴをそれぞれ算出するものである。

まず、ステップ２０で、前述した補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ、空燃比補正係数ＫＡＦおよび各種のパラメータを読み込む。この場合、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄは、前述したように制御周期ΔＴｋで算出されるので、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄをダウンサンプリングすることに相当する。また、空燃比補正係数ＫＡＦは、１燃焼サイクル毎に算出されるので、空燃比補正係数ＫＡＦをオーバーサンプリングすることに相当する。

次いで、ステップ２１で、基本燃料噴射量Ｔｃｙｌ＿ｂｓを算出する。この基本燃料噴射量Ｔｃｙｌ＿ｂｓの算出処理は、具体的には、図２５に示すように実行される。すなわち、まず、ステップ３０で、前述した式（３）により、第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ａｆｍを算出する。

次に、ステップ３１で、前述したように、エンジン回転数ＮＥおよび補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄに応じて、図１１に示すマップを検索することにより、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅを算出する。

ステップ３１に続くステップ３２で、前述したように、エンジン回転数ＮＥおよびカム位相Ｃａｉｎに応じて、図１２に示すマップを検索することにより、補正係数Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出する。

その後、ステップ３３に進み、ステップ３１および３２で算出した２つの値Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅ，Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔに基づき、前述した式（１）により、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出する。

次に、ステップ３４で、前述した式（２）により、推定流量Ｇｉｎ＿ｖｔを算出する。その後、ステップ３５に進み、可変機構故障フラグＦ＿ＶＤＮＧが「１」であるか否かを判別する。

この可変機構故障フラグＦ＿ＶＤＮＧは、図示しない故障判定処理において、可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０の少なくとも１つが故障していると判定されたときには「１」に、いずれも正常であると判定されたときには「０」にそれぞれ設定される。なお、以下の説明では、可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０をまとめて「２つの可変機構」と呼ぶ。

ステップ３５の判別結果がＮＯで、２つの可変機構がいずれも正常であるときには、ステップ３６に進み、エアフローセンサ故障フラグＦ＿ＡＦＭＮＧが「１」であるか否かを判別する。このエアフローセンサ故障フラグＦ＿ＡＦＭＮＧは、図示しない故障判定処理において、エアフローセンサ２２が故障していると判定されたときには「１」に、正常であると判定されたときには「０」にそれぞれ設定される。

ステップ３６の判別結果がＮＯで、エアフローセンサ２２が正常であるときには、ステップ３７に進み、前述したように、移行係数Ｋｇを、推定流量Ｇｉｎ＿ｖｔに応じて、図１３に示すマップを検索することにより算出する。

一方、ステップ３６の判別結果がＹＥＳで、エアフローセンサ２２が故障しているときには、ステップ３８に進み、移行係数Ｋｇを値０に設定する。

ステップ３７または３８に続くステップ３９では、前述した式（４）により、算出吸気量Ｇｃｙｌを算出する。次いで、ステップ４０で、基本燃料噴射量Ｔｃｙｌ＿ｂｓを、換算係数と算出吸気量の積Ｋｇｔ・Ｇｃｙｌに設定した後、本処理を終了する。

一方、ステップ３５の判別結果がＹＥＳで、２つの可変機構の少なくとも１つが故障していると判定されたときには、ステップ４１に進み、算出吸気量Ｇｃｙｌを前述した所定の故障時用値Ｇｃｙｌ＿ｆｓに設定する。次いで、前述したステップ４０を実行した後、本処理を終了する。

図２４に戻り、ステップ２１で、以上のように基本燃料噴射量Ｔｃｙｌ＿ｂｓを算出した後、ステップ２２に進み、総補正係数ＫＴＯＴＡＬを算出する。具体的には、前述したように、各種の運転パラメータ（例えば吸気温ＴＡや、大気圧ＰＡ、エンジン水温ＴＷ、アクセル開度ＡＰなど）に応じて、各種のマップを検索することで各種の補正係数を算出するとともに、これらの各種の補正係数を互いに乗算することにより、総補正係数ＫＴＯＴＡＬが算出される。

次いで、ステップ２３に進み、前述した式（１１）により、要求燃料噴射量Ｔｃｙｌを算出する。この後、ステップ２４で、前述したように、要求燃料噴射量Ｔｃｙｌに、所定の燃料付着補正処理を施すことにより、燃料噴射量ＴＯＵＴを算出する。この後、本処理を終了する。これにより、燃料噴射弁１０の燃料噴射タイミングおよび開弁時間が、この燃料噴射量ＴＯＵＴに基づく値になるように、燃料噴射弁１０が制御される。その結果、空燃比フィードバック制御の実行条件が成立しているときには、検出空燃比ＫＡＣＴが目標空燃比ＫＣＭＤに収束するように制御される。

次に、図２６を参照しながら、ＥＣＵ２において、タイマ設定により前述した制御周期ΔＴｋで実行される制御処理について説明する。この処理では、まず、ステップ５０で、ＲＡＭに記憶されている、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ、第２推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ａｆｍ、検出空燃比ＫＡＣＴおよび空燃比補正係数ＫＡＦの値を読み込む。

次いで、ステップ５１に進み、フィードバック制御中フラグＦ＿ＡＦＦＢが「１」であるか否かを判別する。このフィードバック制御中フラグＦ＿ＡＦＦＢは、空燃比フィードバック制御の実行中であるときには「１」に、それ以外のときには「０」に設定される。

ステップ５１の判別結果がＹＥＳで、空燃比フィードバック制御の実行中であるときには、ステップ５２に進み、エンジン水温ＴＷが所定の判定値ＴＷＲＥＦより高いか否かを判別する。この所定値ＴＷＲＥＦは、エンジン３の暖機運転の終了判定用の値である。

ステップ５２の判別結果がＹＥＳで、エンジン３の暖機運転が終了しているときには、ステップ５３に進み、パージ完了フラグＦ＿ＣＡＮＩが「１」であるか否かを判別する。このパージ完了フラグＦ＿ＣＡＮＩは、キャニスタ内に吸着した蒸発燃料を吸気通路内に戻すパージ動作が完了しているときには「１」に、それ以外のときには「０」に設定される。

ステップ５３の判別結果がＹＥＳで、パージ動作が完了しているときには、ステップ５４に進み、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄの算出処理を実行する。この算出処理の詳細については後述する。

一方、以上のステップ５１〜５３のいずれかの判別結果がＮＯのときには、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄの算出条件が成立していないとして、ステップ５６に進み、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄをその前回値Ｌｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄｚに設定する。以上のように、空燃比フィードバック制御中でない場合、エンジン３の暖機運転が終了していない場合、またはパージ動作が完了していない場合には、空燃比が不安定な制御状態となり、リフト補正値Ｄｌｉｆｔの算出精度が低下することで、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄの算出精度が低下するおそれがあるので、それを回避するために、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄを更新することなく、その前回値が用いられる。

ステップ５４または５６に続くステップ５５で、後述するように、可変機構制御処理を実行した後、本処理を終了する。

次に、図２７を参照しながら、前述した補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄの算出処理について説明する。まず、ステップ６０で、前述した式（１２），（１３）により、空燃比誤差推定値Ｅａｆを算出する。

次に、ステップ６１に進み、前述した式（１４）により、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐを算出する。その後、ステップ６２で、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、前述した図１９に示すマップを検索することにより、基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅを算出する。

ステップ６２に続くステップ６３で、カム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、前述した図２０に示すマップを検索することにより、誤差重み補正係数Ｋ＿ｗを算出する。

次いで、ステップ６４で、前述した式（１５）により、誤差重みＷを算出した後、ステップ６５で、前述した式（１６）により、修正誤差Ｗｅａｆを算出する。

ステップ６５に続くステップ６６で、前述した式（１７）〜（２４）により、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓを算出する。その後、ステップ６７に進み、第２補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＿ｐおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、前述した図２１に示すマップを検索することにより、基本感度Ｒ＿ｂａｓｅを算出する。

次いで、ステップ６８に進み、カム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、前述した図２２に示すマップを検索することにより、感度補正係数Ｋ＿ｒを算出する。その後、ステップ６９で、前述した式（２５）により、補正感度Ｒｌｉｆｔを算出する。

ステップ６９に続くステップ７０で、前述した式（２６）により、リフト補正値Ｄｌｉｆｔを算出する。次いで、ステップ７１に進み、前述した式（２７）により、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄを算出する。その後、本処理を終了する。

次に、図２８を参照しながら、前述した可変機構制御処理について説明する。本処理は、２つの可変機構をそれぞれ制御するための２つの制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎ，Ｕ＿Ｃａｉｎを算出するものである。

この処理では、まず、ステップ８０で、前述した可変機構故障フラグＦ＿ＶＤＮＧが「１」であるか否かを判別する。この判別結果がＮＯで、２つの可変機構がいずれも正常であるときには、ステップ８１に進み、エンジン始動フラグＦ＿ＥＮＧＳＴＡＲＴが「１」であるか否かを判別する。

このエンジン始動フラグＦ＿ＥＮＧＳＴＡＲＴは、図示しない判定処理において、エンジン回転数ＮＥおよびＩＧ・ＳＷ２９のＯＮ／ＯＦＦ信号に応じて、エンジン始動制御中すなわちクランキング中であるか否かを判定することにより設定されるものであり、具体的には、エンジン始動制御中であるときには「１」に、それ以外のときには「０」にそれぞれ設定される。

ステップ８１の判別結果がＹＥＳで、エンジン始動制御中であるときには、ステップ８２に進み、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄを、エンジン水温ＴＷに応じて、図２９に示すマップを検索することにより算出する。

このマップでは、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄは、エンジン水温ＴＷが所定値ＴＷＲＥＦ１より高い範囲では、エンジン水温ＴＷが低いほど、より大きな値に設定されているとともに、ＴＷ≦ＴＷＲＥＦ１の範囲では、所定値Ｌｉｆｔｉｎｒｅｆに設定されている。これは、エンジン水温ＴＷが低い場合、可変バルブリフト機構５０のフリクションが増大するので、それを補償するためである。

次いで、ステップ８３で、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを、エンジン水温ＴＷに応じて、図３０に示すマップを検索することにより算出する。

このマップでは、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄは、エンジン水温ＴＷが所定値ＴＷＲＥＦ２よりも高い範囲では、エンジン水温ＴＷが低いほど、より遅角側の値に設定されているとともに、ＴＷ≦ＴＷＲＥＦ２の範囲では、所定値Ｃａｉｎｒｅｆに設定されている。これは、エンジン水温ＴＷが低い場合、カム位相Ｃａｉｎをエンジン水温ＴＷが高い場合よりも遅角側に制御し、バルブオーバーラップを小さくすることで、吸気流速を上昇させ、燃焼の安定化を図るためである。

次に、ステップ８４に進み、リフト制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎを、下式（２８）〜（３１）に示す目標値フィルタ型の２自由度応答指定型制御アルゴリズムにより算出する。

同式（２８）において、Ｋｒｃｈ＿ｌｆは所定の到達則ゲインを、Ｋａｄｐ＿ｌｆは所定の適応則ゲインをそれぞれ表しており、さらに、σ＿ｌｆは、式（２９）のように定義される切換関数である。同式（２９）において、ｐｏｌｅ＿ｌｆは、−１＜ｐｏｌｅ＿ｌｆ＜０の関係が成立するように設定される切換関数設定パラメータであり、Ｅ＿ｌｆは、式（３０）により算出される追従誤差である。同式（３０）において、Ｌｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄ＿ｆは、目標バルブリフトのフィルタ値であり、式（３１）に示す一次遅れフィルタアルゴリズムにより算出される。同式（３１）において、ｐｏｌｅ＿ｆ＿ｌｆは、−１＜ｐｏｌｅ＿ｆ＿ｌｆ＜０の関係が成立するように設定される目標値フィルタ設定パラメータである。

次に、ステップ８５に進み、位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎを、下式（３２）〜（３５）に示す目標値フィルタ型の２自由度応答指定型制御アルゴリズムにより算出する。

同式（３２）において、Ｋｒｃｈ＿ｃａは所定の到達則ゲインを、Ｋａｄｐ＿ｃａは所定の適応則ゲインをそれぞれ表しており、さらに、σ＿ｃａは、式（３３）のように定義される切換関数である。同式（３３）において、ｐｏｌｅ＿ｃａは、−１＜ｐｏｌｅ＿ｃａ＜０の関係が成立するように設定される切換関数設定パラメータであり、Ｅ＿ｃａは、式（３４）により算出される追従誤差である。同式（３４）において、Ｃａｉｎ＿ｃｍｄ＿ｆは、目標カム位相のフィルタ値であり、式（３５）に示す一次遅れフィルタアルゴリズムにより算出される。同式（３５）において、ｐｏｌｅ＿ｆ＿ｃａは、−１＜ｐｏｌｅ＿ｆ＿ｃａ＜０の関係が成立するように設定される目標値フィルタ設定パラメータである。

ステップ８５で、位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎを以上のように算出した後、本処理を終了する。

一方、ステップ８１の判別結果がＮＯで、エンジン始動制御中でないときには、ステップ８６に進み、アクセル開度ＡＰが所定値ＡＰＲＥＦより小さいか否かを判別する。この判別結果がＹＥＳで、アクセルペダルが踏まれていないときには、ステップ８７に進み、始動後タイマの計時値Ｔａｓｔが所定値Ｔａｓｔｌｍｔより小さいか否かを判別する。

この判別結果がＹＥＳで、Ｔａｓｔ＜Ｔａｓｔｌｍｔのときには、触媒暖機制御を実行すべきであるとして、ステップ８８に進み、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄを、始動後タイマの計時値Ｔａｓｔおよびエンジン水温ＴＷに応じて、図３１に示すマップを検索することにより算出する。同図において、ＴＷ１〜ＴＷ３は、ＴＷ１＜ＴＷ２＜ＴＷ３の関係が成立するエンジン水温ＴＷの所定値を示しており、この点は以下の説明においても同様である。

このマップでは、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄは、エンジン水温ＴＷが低いほど、より大きな値に設定されている。これは、エンジン水温ＴＷが低いほど、触媒の活性化に要する時間が長くなるので、排ガスボリュームを大きくすることで、触媒の活性化に要する時間を短縮するためである。これに加えて、このマップでは、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄは、始動後タイマの計時値Ｔａｓｔが小さい間は、計時値Ｔａｓｔが大きいほど、より大きな値に設定され、計時値Ｔａｓｔがある程度よりも大きい領域では、計時値Ｔａｓｔが大きいほど、より小さな値に設定されている。これは、触媒暖機制御の実行時間が経過するのに伴い、エンジン３の暖機が進むことで、フリクションが低下した場合において、吸入空気量を低減しないと、エンジン回転数ＮＥを目標値に維持するために点火時期が過剰にリタード制御された状態となり、燃焼状態が不安定になってしまうので、それを回避するためである。

次いで、ステップ８９で、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを、始動後タイマの計時値Ｔａｓｔおよびエンジン水温ＴＷに応じて、図３２に示すマップを検索することにより算出する。

このマップでは、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄは、エンジン水温ＴＷが低いほど、より進角側の値に設定されている。これは、エンジン水温ＴＷが低いほど、上述したように触媒の活性化に要する時間が長くなるので、ポンピングロスを減少させ、吸入空気量を増大させることで、触媒の活性化に要する時間を短縮するためである。これに加えて、このマップでは、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄは、始動後タイマの計時値Ｔａｓｔが小さい間は、計時値Ｔａｓｔが大きいほど、より遅角側の値に設定され、計時値Ｔａｓｔがある程度よりも大きい領域では、計時値Ｔａｓｔが大きいほど、より進角側の値に設定されている。これは、図３１の説明で述べたのと同じ理由による。

次いで、前述したように、ステップ８４，８５を実行した後、本処理を終了する。

一方、ステップ８６または８７の判別結果がＮＯのとき、すなわちＴａｓｔ≧Ｔａｓｔｌｍｔであるとき、またはアクセルペダルが踏まれているときには、ステップ９０に進み、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄを、エンジン回転数ＮＥおよびアクセル開度ＡＰに応じて、図３３に示すマップを検索することにより算出する。同図において、ＡＰ１〜ＡＰ３は、ＡＰ１＜ＡＰ２＜ＡＰ３の関係が成立するアクセル開度ＡＰの所定値を示しており、この点は以下の説明においても同様である。

このマップでは、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄは、エンジン回転数ＮＥが高いほど、またはアクセル開度ＡＰが大きいほど、より大きな値に設定されている。これは、エンジン回転数ＮＥが高いほど、またはアクセル開度ＡＰが大きいほど、エンジン３に対する要求出力が大きいことで、より大きな吸入空気量が要求されることによる。

次いで、ステップ９１で、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄを、エンジン回転数ＮＥおよびアクセル開度ＡＰに応じて、図３４に示すマップを検索することにより算出する。このマップでは、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄは、アクセル開度ＡＰが小さくかつ中回転域にあるときには、それ以外のときよりも進角側の値に設定されている。これは、そのような運転状態では、ポンピングロスを減少させる必要があるためである。

ステップ９１に続いて、前述したように、ステップ８４，８５を実行した後、本処理を終了する。

一方、ステップ８０の判別結果がＹＥＳで、２つの可変機構の少なくとも一方が故障しているときには、ステップ９２に進み、リフト制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎを所定の故障時用値Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎ＿ｆｓに、位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎを所定の故障時用値Ｕ＿Ｃａｉｎ＿ｆｓにそれぞれ設定した後、本処理を終了する。これにより、前述したように、バルブリフトＬｉｆｔｉｎが所定のロック値に、カム位相Ｃａｉｎが所定のロック値にそれぞれ保持され、それにより、停車中はアイドル運転やエンジン始動を適切に実行できると同時に、走行中は低速走行状態を維持できる。

本処理では、以上のように、リフト制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎおよび位相制御入力Ｕ＿Ｃａｉｎが算出される。そして、これらの制御入力Ｕ＿Ｌｉｆｔｉｎ，Ｕ＿Ｃａｉｎが可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０にそれぞれ入力されることにより、吸入空気量が制御される。

次に、以上のように構成された第１実施形態の制御装置１による制御結果について説明する。図３５は、制御装置１により空燃比制御処理および可変機構制御処理を実行したときの制御結果例を示している。

同図に示すように、移行係数Ｋｇ＝０で、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔのみに基づく空燃比制御の実行中、時刻ｔ１で、リフト誤差などに起因して、空燃比誤差推定値Ｅａｆが正側に急増すると、それと同時に、修正誤差Ｗｅａｆも急増する。その結果、前述した式（１７）〜（２４）の制御アルゴリズムにより、修正誤差Ｗｅａｆを値０に収束させるように、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが負値側に変化し、その絶対値が急増する。すなわち、リフト誤差を解消するように、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが算出される。

これに加えて、時刻ｔ１では、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが、前述した所定の下限値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＿Ｌ以下になることで、忘却係数λが値１から所定値λｌｍｔに切り換えられる。そして、時刻ｔ１以降、忘却係数λによる忘却効果により、時間の経過に伴って、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの絶対値が減少し、Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＞Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ＿Ｌが成立した時点（時刻ｔ２）で、忘却係数λが所定値λｌｍｔから値１に切り換えられる。その結果、忘却係数λの忘却効果がなくなり、前述した式（２０），（２１）により、適応則入力Ｕａｄｐが切換関数σの積分値として算出されることで、適応則入力Ｕａｄｐの機能により、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが、リフト誤差を迅速かつ適切に解消できる値として算出される。

そして、エンジン３の負荷が変化することにより、時刻ｔ３以降、移行係数Ｋｇが値０から漸増すると、それに伴って修正誤差Ｗｅａｆが減少し、移行係数Ｋｇ＝１となった時点（時刻ｔ４）で、修正誤差Ｗｅａｆが値０になるものの、適応則入力Ｕａｄｐの機能により、それ以降も、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓは、値０に収束することなく、リフト誤差を迅速かつ適切に解消できる値に保持される。

その後、時刻ｔ５で、移行係数Ｋｇが値１から漸減し始めると、それに伴って修正誤差Ｗｅａｆが正側に増加し、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが負値側でその絶対値が増大するように変化する。その結果、燃料噴射量ＴＯＵＴの算出において、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが反映され始めた時点から、リフト誤差が適切に補償されていることが判る。そして、時刻ｔ６以降、移行係数Ｋｇが値１よりも小さい正の値に保持され、修正誤差Ｗｅａｆが値０に収束するように、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが算出される。

また、図３６は、第１実施形態の制御装置１による空燃比の制御結果例を示しており、図３７は、比較のために、リフト補正値Ｄｌｉｆｔを値０に保持した場合、すなわちＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄ＝Ｌｉｆｔｉｎとした場合の制御結果例（以下「比較例」という）を示している。なお、これらの制御結果はいずれも、理解の容易化のために、目標空燃比ＫＣＭＤを値１に設定した場合のものである。

両図を参照すると、図３７の比較例では、空燃比補正係数ＫＡＦが目標空燃比ＫＣＭＤからリッチ側に大きく乖離しかつリッチ側に保持された状態が頻繁に発生していることが判る。これに対して、図３６の本実施形態の制御結果例では、空燃比補正係数ＫＡＦが、目標空燃比ＫＣＭＤ付近に保持されており、高レベルの制御精度を確保できていることが判る。

また、両図において、目標空燃比ＫＣＭＤと検出空燃比ＫＡＣＴとの偏差すなわち空燃比誤差を参照すると、比較例では、比較的大きな空燃比誤差が頻繁に発生していることが判る。これに対して、本実施形態の制御結果例では、空燃比誤差が比較例よりも小さい値に抑制されており、高い制御精度を確保できていることが判る。以上のように、本実施形態のリフト補正値Ｄｌｉｆｔを用いることによって、リフト誤差を精度よく補償でき、それにより、空燃比制御において高い制御精度を確保できることが判る。

以上のように、本実施形態の制御装置１によれば、誤差重みＷが、図１９，２０によって構成される応答曲面モデルを用いて算出され、誤差重みＷで空燃比誤差推定値Ｅａｆを補正（修正）することにより、修正誤差Ｗｅａｆが算出される。この誤差重みＷは、前述したように、空燃比誤差推定値Ｅａｆがリフト誤差に起因して発生した確率を表す値、言い換えれば、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するバルブリフトＬｉｆｔｉｎの影響度合を表す値として算出されるので、修正誤差Ｗｅａｆは、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するバルブリフトＬｉｆｔｉｎの影響度合が反映された値として算出される。

さらに、そのような修正誤差Ｗｅａｆを値０に収束させるように基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓが算出され、この基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓに補正感度Ｒｌｉｆｔを乗算することにより、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが算出され、このリフト補正値ＤｌｉｆｔでバルブリフトＬｉｆｔｉｎを補正した補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄを用いて、図１１のマップすなわち相関関係モデルを検索することにより、基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅすなわち第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが算出される。したがって、外乱に起因して空燃比誤差が一時的に増大している場合に加えて、バルブリフトＬｉｆｔｉｎの検出結果の信頼性の低下や、可変バルブリフト機構５０の特性変化などに起因して、リフト誤差が発生することにより、空燃比誤差推定値Ｅａｆすなわち空燃比誤差が一時的に増大しやすい状態にある場合でも、この空燃比誤差を、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔによって過不足なく適切に補償することができる。

仮に、誤差重みＷ＝１とし、Ｅａｆ＝Ｗｅａｆとして、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出した場合、リフト誤差を主因として、空燃比誤差推定値Ｅａｆが発生しているとき、すなわち空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するバルブリフトＬｉｆｔｉｎの影響度合が大きいときには、そのように算出した第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔにより、空燃比誤差推定値Ｅａｆすなわち空燃比誤差を適切に補償できる。しかし、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するバルブリフトＬｉｆｔｉｎの影響度合が小さいとき、すなわちリフト誤差以外の外乱などを主因として、空燃比誤差が発生しているときには、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを用いても空燃比誤差を適切に補償できず、過大補償や過小補償状態になってしまう。したがって、前述した誤差重みＷを用いることにより、空燃比誤差を、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔによって過不足なく適切に補償することができる。

これに加えて、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが、補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄと第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔとの相関関係を表す図１１のマップを用いて算出されるので、フィードバック制御アルゴリズムにより算出される空燃比補正係数ＫＡＦによって、空燃比誤差を補償する場合と比べて、空燃比誤差をより迅速に補償することができる。以上のように、リフト誤差に起因して、空燃比誤差が一時的に増大するような条件下でも、空燃比誤差を適切かつ迅速に補償でき、それにより、エンジン３が過渡運転状態にあるときでも、高レベルの制御精度を確保できる。

さらに、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するリフト誤差の感度は、カム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥの影響により変化するものであるのに対して、前述したように、誤差重みＷは、バルブリフトＬｉｆｔｉｎに加えて、カム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥに応じて算出されるので、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するカム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥの影響度合を反映するように、誤差重みＷが算出される。したがって、そのような誤差重みＷを用いることにより、リフト誤差に対するカム位相Ｃａｉｎおよびエンジン回転数ＮＥの影響も反映させながら、空燃比誤差推定値Ｅａｆすなわち空燃比誤差を補償するように、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔを算出できる。その結果、制御精度をさらに向上させることができる。

また、補正感度Ｒｌｉｆｔが、空燃比誤差推定値Ｅａｆに対するリフト誤差の感度を表す値として算出され、リフト補正値Ｄｌｉｆｔが基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓに補正感度Ｒｌｉｆｔを乗算することにより算出されるので、前述したように、リフト誤差の感度が低い条件下での、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓによる空燃比誤差推定値Ｅａｆの過補償を回避できる。これに加えて、補正感度Ｒｌｉｆｔの算出に用いる感度補正係数Ｋ＿ｒの進角側の値が、誤差重みＷの算出に用いる誤差重み補正係数Ｋ＿ｗよりも値１に近い値に設定されていることにより、前述したように、燃料噴射量ＴＯＵＴが小さい値に算出されているときの誤算出に起因する、混合気のリーン化を回避でき、燃焼の安定性を確保できる。

なお、第１実施形態は、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの算出アルゴリズムとして、前述した式（１７）〜（２４）に示す制御アルゴリズムを用いた例であるが、これに代えて、下式（３６）〜（４４）に示す、適応外乱オブザーバとスライディングモード制御アルゴリズムを組み合わせて適用した制御アルゴリズムにより、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓを算出してもよい。

上式（３９）のσ＿ｈａｔは、切換関数の推定値であり、Ｕｌｓは、外乱推定値である。この外乱推定値Ｕｌｓは、式（４０），（４１）に示す固定ゲイン式の同定アルゴリズムにより算出される。同式（４０）のＥ＿ｓｉｇは、推定誤差を表している。また、式（４１）のＰは、一定値の同定ゲインである。なお、上式（３９）〜（４３）が適応外乱オブザーバにおける外乱推定値Ｕｌｓの算出アルゴリズムである。

以上の基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの算出アルゴリズム（３６）〜（４４）の制御アルゴリズムでは、外乱推定値Ｕｌｓが積分項に相当し、式（４１）で、外乱推定値の前回値Ｕｌｓ（ｋ−１）に忘却係数λが乗算されているとともに、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの絶対値が大きい場合には、忘却係数λが０＜λ＜１の範囲内の値に設定されている。それにより、前述したような忘却係数λの忘却効果によって、空燃比補正係数ＫＡＦおよび基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓのそれぞれの制御アルゴリズムにおける積分項Ｕａｄｐ’，Ｕｌｓが互いに干渉して振動的な挙動を示すのを回避できるとともに、積分項Ｕｓｌすなわち基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの絶対値が増大するのを回避できる。その結果、第１推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔが振動的な状態になったり、一時的に不適切な値になったりするのを回避でき、過渡制御性を向上させることができる。また、基本リフト補正値の前回値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ（ｋ−１）の絶対値が小さい場合には、忘却係数λが値１に設定されるので、修正誤差Ｗｅａｆが値０近傍になったときでも、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓを適切な値に保持することができる。それにより、修正誤差Ｗｅａｆが増大し始めたときの応答性を向上させることができ、制御精度を向上させることができる。

以上に加えて、外乱推定値Ｕｌｓが適応外乱オブザーバにおける固定ゲイン式の同定アルゴリズムにより算出されるので、適応則入力Ｕａｄｐを用いる第１実施形態の制御アルゴリズムと比べて、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓにおける積分的な揺らぎ挙動およびオーバーシュート挙動の抑制能力をさらに向上させることができる。

また、第１実施形態は、応答指定型制御アルゴリズムとして、前述した式（１７）〜（２４）に示す、スライディングモード制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムにより、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓを算出した例であるが、応答指定型制御アルゴリズムとして、バックステッピング制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムを用いてもよい。このように、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの算出アルゴリズムとして、バックステッピング制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムを用いた場合でも、第１実施形態の式（１７）〜（２４）に示す制御アルゴリズムを用いた場合と同様の作用効果を得ることができる。

さらに、第１実施形態は、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの算出アルゴリズムとして、前述した式（１７）〜（２４）を用いた例であるが、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの算出アルゴリズムはこれに限らず、修正誤差Ｗｅａｆを値０に収束させるように、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓを算出できるものであればよい。例えば、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓの算出アルゴリズムとして、ＰＩＤ制御アルゴリズム、最適制御アルゴリズムおよびＨ∞制御アルゴリズムなどを用いてもよい。このように、ＰＩＤ制御アルゴリズム、最適制御アルゴリズムおよびＨ∞制御アルゴリズムなどを用いて、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓを算出した場合、第１実施形態の式（１７）〜（２４）の制御アルゴリズムと比べて、修正誤差Ｗｅａｆの値０に対するオーバーシュートの抑制効果の低下や、ロバスト性の低下を低下を招く可能性があり、その点において、第１実施形態の制御アルゴリズムの方が優れている。

また、第１実施形態は、第２入力値としての空燃比補正係数ＫＡＦを算出する所定のフィードバック制御アルゴリズムとして、前述した式（６）〜（１０）の制御アルゴリズムを用いた例であるが、本願発明の第２入力値を算出するための所定のフィードバック制御アルゴリズムはこれに限らず、第２入力値を制御量を目標値に収束させるように算出できるものであればよい。例えば、第２入力値としての空燃比補正係数ＫＡＦを、特開２００６−２５９１号公報に開示されたような、セルフチューニングレギュレータ（Self Tuning Regulator）による算出アルゴリズムにより算出してもよい。また、第２入力値としての空燃比補正係数ＫＡＦの算出アルゴリズムとして、前述した式（３６）〜（４４）の制御アルゴリズムを用いてもよく、バックステッピング制御アルゴリズム、ＰＩＤ制御アルゴリズム、最適制御アルゴリズムおよびＨ∞制御アルゴリズムなどを用いてもよい。

さらに、第１実施形態は、補正感度Ｒｌｉｆｔを、図２１，２２によって構成される応答曲面モデルを用いて算出した例であるが、補正感度Ｒｌｉｆｔを、図２１，２２によって構成される応答曲面モデルに代えて、図１９，２０によって構成される応答曲面モデルを用いて算出してもよい。すなわち、補正感度Ｒｌｉｆｔを誤差重みＷに等しい値として算出してもよい。これに加えて、リフト誤差の感度が低い条件下での、リフト補正値Ｄｌｉｆｔによる空燃比誤差推定値Ｅａｆの過補償を回避する必要がない場合には、式（２５）を省略し、式（２６）において、Ｒｌｉｆｔ＝１と設定することにより、Ｄｌｉｆｔ＝Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓとしてもよい。すなわち、基本リフト補正値Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓをリフト補正値Ｄｌｉｆｔとして用いてもよい。

また、第１実施形態は、バルブリフトＬｉｆｔｉｎを動作状態パラメータとした例であるが、本願発明の制御装置における動作状態パラメータはこれらに限らないことは言うまでもない。例えば、可変カム位相機構７０を有するエンジン３の空燃比を制御する場合において、カム位相Ｃａｉｎを動作状態パラメータとしてもよい。さらに、可変バルブリフト機構５０および可変カム位相機構７０などを備えておらず、スロットル弁機構のみを備えたエンジンの空燃比を制御する場合には、スロットル弁機構の開度を動作状態パラメータとして用いてもよい。これに加えて、吸気管内圧センサおよびクランク角センサを備え、これらのパラメータに応じて空燃比を制御する、いわゆるスピードデンシティ方式のエンジンの場合には、吸気管内圧およびエンジン回転数ＮＥを動作状態パラメータとしてもよい。

さらに、第１実施形態は、相関関係モデルを修正する手法として、補正後修正値としてのリフト補正値Ｄｌｉｆｔにより、第２参照パラメータとしてのバルブリフトＬｉｆｔｉｎを補正（修正）した例であるが、本願発明の相関関係モデルを修正する手法はこれに限らず、相関関係モデルを修正できるものであればよい。例えば、補正後修正値により、第１入力値側を修正する手法でもよい。

以下、本発明の第２実施形態に係る制御装置１Ａ（図３８参照）について説明する。なお、以下の説明では、第１実施形態と同じ構成に関しては、同じ符号を付すとともに、その説明は省略する。この制御装置１Ａは、前述した自動変速機付きのエンジン３を前側に搭載するとともに、いずれも図示しない後輪および前輪をそれぞれ駆動輪および非駆動輪とする、いわゆるＦＲ方式の車両（図示せず）に適用されたものであり、具体的には、この車両のトラクションコントロールを実行するものである。

なお、トラクションコントロールとは、車両の加速時、エンジントルクが過大になり、駆動輪が非駆動輪に対して空転する状態が発生したときに、エンジントルクを低減することによって、空転状態を回避し、車両の安定性の確保および加速性の向上を両立させるようにする制御手法のことである。

図３８に示すように、この制御装置１Ａは、ＥＣＵ２を備えており、このＥＣＵ２には、前述したセンサ２０〜２７などに加えて、左右の前輪速センサ８０，８１および左右の後輪速センサ８２，８３が接続されている。なお、本実施形態では、クランク角センサ２０が、参照パラメータ検出手段および第２参照パラメータ検出手段に相当する。

左右の前輪速センサ８０，８１はそれぞれ、左右の前輪速を表す検出信号をＥＣＵ２に出力し、左右の後輪速センサ８２，８３はそれぞれ、左右の後輪速を表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、左右の前輪速センサ８０，８１の検出信号に基づき、左右の前輪速を算出するとともに、これらの相加平均値を、非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆとして算出する。さらに、ＥＣＵ２は、左右の後輪速センサ８２，８３の検出信号に基づき、左右の後輪速を算出するとともに、これらの相加平均値を、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔとして算出する。

なお、本実施形態では、左右の前輪速センサ８０，８１が第１参照パラメータ検出手段に相当し、非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆが第１参照パラメータに相当し、左右の後輪速センサ８２，８３が制御量検出手段に相当し、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔが制御量および車両の車輪速度に相当する。

また、図３９に示すように、制御装置１Ａは、トラクションコントローラ２００を備えている。このトラクションコントローラ２００は、以下に述べるように、駆動輪の空転状態を回避し、車両の安定性の確保および加速性の向上を両立できるようなエンジン３のトルクとして、エンジントルクＴｒｑを算出するものであり、具体的にはＥＣＵ２によって構成されている。なお、本実施形態では、トラクションコントローラ２００が制御入力算出手段に相当し、エンジントルクＴｒｑが制御入力および内燃機関の出力に相当する。

同図に示すように、トラクションコントローラ２００は、目標車輪速算出部２０１、車輪速フィードバックコントローラ２０２、最大／最小トルク算出部２０３、正規化要求駆動力算出部２０４、乗算要素２０５、フィードフォワードトルク算出部２０６、加算要素２０７およびトルク補正値算出部２１０を備えている。

まず、目標車輪速算出部２０１では、下式（４５）により、目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄが算出される。なお、本実施形態では、目標車輪速算出部２０１が目標値設定手段に相当し、目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄが目標値に相当する。

上式（４５）のＯｐｔＳｌｉｐは、駆動輪と非駆動輪の間において許容可能なスリップ量に相当する所定のスリップオフセット値であり、本実施形態では、一定値（例えば１０ｋｍ／ｈ）に設定されている。なお、このスリップオフセット値ＯｐｔＳｌｉｐを、所定のパラメータ（例えば、非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆ、路面の摩擦抵抗係数の推定値、ヨーレートセンサの検出信号および車体のスリップ角センサの検出信号など）に応じて、マップ検索や所定の算出式により決定してもよい。

また、車輪速フィードバックコントローラ２０２では、目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄおよび駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔに応じて、後述する手法により、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂが算出される。なお、本実施形態では、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂが第２入力値に相当する。

さらに、トルク補正値算出部２１０では、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂ、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて、後述する手法により、トルク補正値Ｋｔｒｑが算出される。なお、本実施形態では、トルク補正値算出部２１０がモデル修正手段および補正後修正値算出手段に相当し、トルク補正値Ｋｔｒｑが補正後修正値に相当する。

一方、最大／最小トルク算出部２０３では、エンジン回転数ＮＥに応じて、図４０に示すマップを検索することにより、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘおよび最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎがそれぞれ算出される。同図のＮＥｈｉｇｈは、所定の最大許容回転数（例えば７０００ｒｐｍ）を表している。これらの値Ｔｒｑ＿ｍａｘ，Ｔｒｑ＿ｍｉｎは、そのエンジン回転数ＮＥにおいて達成可能なエンジントルクの最大値および最小値に相当する。また、このマップでは、最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎが負値に設定されている。これは、最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎが、アクセルペダルが踏まれていない、減速フューエルカット運転中でのエンジンブレーキ状態におけるエンジントルクに相当するためである。なお、本実施形態では、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘが参照パラメータ、内燃機関の出力の制限値および第２参照パラメータに相当する。

また、正規化要求駆動力算出部２０４では、アクセル開度ＡＰに応じて、図４１に示すマップを検索することにより、正規化要求駆動力Ｋｔｒｑ＿ａｐが算出される。同図のＡＰｍａｘは、アクセル開度の最大値（１００％）を表している。また、正規化要求駆動力Ｋｔｒｑ＿ａｐは、アクセル開度ＡＰに基づいて決定される要求駆動力Ｔｒｑ＿ａｐを、ＡＰ＝ＡＰｍａｘのときの要求駆動力Ｔｒｑ＿ａｐｍａｘを基準として正規化した値、すなわちＫｔｒｑ＿ａｐ＝Ｔｒｑ＿ａｐ÷Ｔｒｑ＿ａｐｍａｘが成立する値を表している。

さらに、乗算要素２０５では、下式（４６）により、補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄが算出される。すなわち、補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄは、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘをトルク補正値Ｋｔｒｑで補正することにより算出される。

また、前述したフィードフォワードトルク算出部２０６では、下式（４７）により、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが算出される。

なお、本実施形態では、フィードフォワードトルク算出部２０６が第１入力値算出手段に相当し、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが第１入力値に相当する。さらに、式（４６），（４７）を用いて、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出することが、修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値を算出することに相当する。

そして、加算要素２０７において、下式（４８）により、エンジントルクＴｒｑが最終的に算出される。すなわち、エンジントルクＴｒｑは、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂとフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆの和として算出される。

次に、前述した車輪速フィードバックコントローラ２０２について説明する。この車輪速フィードバックコントローラ２０２では、以下の式（４９）〜（５９）に示す、目標値フィルタ型２自由度スライディングモード制御アルゴリズムと、適応外乱オブザーバを組み合わせて適用した制御アルゴリズムにより、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂが算出される。

この制御アルゴリズムでは、まず、式（４９）に示す一次遅れタイプのローパスフィルタアルゴリズムにより、目標車輪速のフィルタ値Ｗｓ＿ｃｍｄ＿ｆが算出される。同式（４９）において、Ｒｔは、目標値フィルタ設定パラメータであり、−１＜Ｒｔ＜０の関係が成立する値に設定される。この場合、目標値フィルタ設定パラメータＲｔの設定値により、フィルタ値Ｗｓ＿ｃｍｄ＿ｆの目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄへの追従速度が決定される。

次いで、式（５０）〜（５３）に示すスライディングモード制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムにより、到達則入力Ｕｒｃｈ＿ｔおよび非線形入力Ｕｎｌ＿ｔが算出される。同式（５０）のＥｔは、追従誤差であり、式（５１）のσｔは、切換関数である。また、式（５１）のＳｔは、切換関数設定パラメータであり、−１＜Ｓｔ＜０の関係が成立する値に設定されている。この場合、切換関数設定パラメータＳｔの設定値により、追従誤差Ｅｔの値０への収束速度が指定される。さらに、式（５２）のＫｒｃｈ＿ｔは、所定の到達則ゲインを表しており、式（５３）のＫｎｌ＿ｔは、所定の非線形入力用ゲインを表している。さらに、式（５３）におけるｓｇｎ（σｔ(ｋ)）は符号関数であり、その値は、σｔ(ｋ)≧０のときにはｓｇｎ（σｔ(ｋ)）＝１となり、σｔ(ｋ)＜０のときにはｓｇｎ（σｔ(ｋ)）＝−１となるように設定される（なお、σｔ(ｋ)＝０のときに、ｓｇｎ（σｔ(ｋ)）＝０となるように設定してもよい）。

次に、式（５４）〜（５８）に示す適応外乱オブザーバを適用した制御アルゴリズムにより、外乱推定値Ｕｌｓ＿ｔが算出される。同式（５４）のσｔ＿ｈａｔは、切換関数の推定値であり、Ｕｌｓ＿ｔは、外乱推定値である。この外乱推定値Ｕｌｓ＿ｔは、式（５５），（５６）に示す固定ゲイン式の同定アルゴリズムにより算出される。同式（５５）のＥｔ＿ｓｉｇは、推定誤差を表しており、式（５６）のＰｔは、一定値の同定ゲインである。

さらに、式（５６）のλｔは忘却係数であり、その値は式（５７），（５８）に示すように、外乱推定値の前回値Ｕｌｓ＿ｔ（ｋ−１）と所定の上下限値Ｕｌｓ＿ｔ＿Ｈ，Ｕｌｓ＿ｔ＿Ｌとの比較結果により、値１または所定値λｔｌｍｔに設定される。この上限値Ｕｌｓ＿ｔ＿Ｈは正の所定値に設定され、下限値Ｕｌｓ＿ｔ＿Ｌは負の所定値に設定されるとともに、所定値λｔｌｍｔは、０＜λｔｌｍｔ＜１が成立するような値に設定される。

そして、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂは、最終的に、式（５９）に示すように、到達則入力Ｕｒｃｈ＿ｔ、非線形入力Ｕｎｌ＿ｔおよび外乱推定値Ｕｌｓ＿ｔの和として算出される。

以上のように、車輪速フィードバックコントローラ２０２では、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂが式（４９）〜（５９）に示す制御アルゴリズムにより算出されるので、このトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂは、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔを目標車輪速のフィルタ値Ｗｓ＿ｃｍｄ＿ｆに収束させるための値、すなわち駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔを目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄに収束させるための値として算出される。この場合、目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄは、前述したように、非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆにスリップオフセット値ＯｐｔＳｌｉｐを加算することにより算出されるので、Ｗｓ＿ａｃｔ≒Ｗｓ＿ｃｍｄとなった状態では、Ｗｓ＿ｒｅｆ−Ｗｓ＿ａｃｔ≒ＯｐｔＳｌｉｐが成立する状態となる。

また、忘却係数λｔを用いながら、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂが算出されるので、外乱推定値の前回値Ｕｌｓ＿ｔ（ｋ−１）の絶対値が大きい場合には、忘却係数λｔによる前述した忘却効果により、積分項としての外乱推定値Ｕｌｓ＿ｔすなわちトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂが増大するのを回避できる。その結果、後述するように、このトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂに基づいて算出されるトルク補正値Ｋｔｒｑが、一時的に不適切な値になることで、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが一時的に不適切な値になるのを回避できる。これに加えて、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂの算出アルゴリズムにおける積分項としての外乱推定値Ｕｌｓ＿ｔが、トルク補正値Ｋｔｒｑの後述する算出アルゴリズムにおける積分項（外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖ）と互いに干渉して振動的な挙動を示すのを回避できる。以上により、過渡制御性を向上させることができる。また、外乱推定値の前回値Ｕｌｓ＿ｔ（ｋ−１）の絶対値が小さい場合には、忘却係数λｔが値１に設定されるので、追従誤差Ｅｔが値０に収束したときでも、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂを、追従誤差Ｅｔを迅速に補償可能な適切な値に保持することができ、それにより、追従誤差Ｅｔが増大し始めたときの応答性を向上させることができる。

次に、図４２を参照しながら、前述したトルク補正値算出部２１０について説明する。このトルク補正値算出部２１０は、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘを補正するためのトルク補正値Ｋｔｒｑを算出するものであり、同図に示すように、誤差重み算出部２１１、トルク誤差算出部２１２、修正トルク誤差算出部２１３、基本トルク補正値算出部２１４、トルク補正感度算出部２１５および乗算要素２１６を備えている。

まず、誤差重み算出部２１１では、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて、図４３に示すマップを検索することにより、誤差重みＷｔが算出される。この誤差重みＷｔは、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔの変化量ΔＷｓ＿ａｃｔとエンジントルクＴｒｑの変化量ΔＴｒｑの比ΔＷｓ＿ａｃｔ／ΔＴｒｑを、所定の駆動輪速＆所定のエンジントルクでの比ΔＷｓ＿ａｃｔ＿ｒｅｆ／ΔＴｒｑ＿ｒｅｆの絶対値｜ΔＷｓ＿ａｃｔ＿ｒｅｆ／ΔＴｒｑ＿ｒｅｆ｜を基準として正規化した値、すなわち、Ｗｔ＝（ΔＷｓ＿ａｃｔ／ΔＴｒｑ）÷（｜ΔＷｓ＿ａｃｔ＿ｒｅｆ／ΔＴｒｑ＿ｒｅｆ｜）が成立する値を表している。

この誤差重みＷｔは、アクセル開度ＡＰが急増するのに起因して、エンジン回転数ＮＥとフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆとの間の相関関係、すなわち最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘとフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆとの間の相関関係が変化し、それにより、トルク誤差Ｅｔｆすなわち駆動輪のスリップが発生したと想定される場合において、このトルク誤差Ｅｔｆが、エンジントルクＴｒｑの過大に起因して発生した確率を表している。具体的には、誤差重みＷｔは、トルク誤差ＥｔｆがエンジントルクＴｒｑの過大に起因して発生した確率が高いほど、より大きい値に設定されている。言い換えれば、誤差重みＷｔは、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合を表す値として算出される。また、このような、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合は、トランスミッションにおけるギヤ比によっても変化するので、同図では、誤差重みＷｔが、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて設定されている。

同図において、Ｗｓ＿ｒｅｆ１〜３は、Ｗｓ＿ｒｅｆ１＜Ｗｓ＿ｒｅｆ２＜Ｗｓ＿ｒｅｆ３が成立する非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆの所定値を表している。このマップでは、誤差重みＷｔは、非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆが高いほど、より小さい値に設定されている。これは、非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆが高いことで、トランスミッションにおけるギヤ比が高いほど、駆動輪速のスリップが発生しにくいので、それに応じて、トルク補正値Ｋｔｒｑによる最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの減少側への補正量をより小さくするためである。また、誤差重みＷｔは、エンジン回転数ＮＥに対して、エンジン性能曲線におけるトルク曲線と同じような傾向に設定されている。これは、誤差重みＷｔがトルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合を表す値であることによる。

なお、本実施形態では、誤差重み算出部２１１が影響度合パラメータ算出手段および第２影響度合パラメータ算出手段に相当し、誤差重みＷｔが影響度合パラメータおよび第２影響度合パラメータに相当する。また、図４３は、誤差重みＷｔを、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて算出するためのものであるが、前述したように、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘは、エンジン回転数ＮＥに基づいて決定されるので、図４３は、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘと非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆと誤差重みＷｔとの相関関係を表すものと見なすことができる。したがって、図４３は影響度合モデルおよび第２影響度合モデルに相当する。

また、トルク誤差算出部２１２では、下式（６０）により、トルク誤差Ｅｔｆが算出される。なお、本実施形態では、トルク誤差算出部２１２が誤差パラメータ算出手段に相当し、トルク誤差Ｅｔｆが誤差パラメータに相当する。

上式（６０）のＴｒｑ＿ｆｂ＿ｃｍｄは、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂの目標となる目標トルクフィードバック値であり、所定の一定値（例えば値０）に設定される。

さらに、修正トルク誤差算出部２１３では、下式（６１）により、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑが算出される。なお、本実施形態では、修正トルク誤差算出部２１３が補正後誤差パラメータ算出手段に相当し、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑが補正後誤差パラメータに相当する。

次いで、基本トルク補正値算出部２１４では、下式（６２）〜（６９）に示すスライディングモード制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムにより、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓが算出される。なお、本実施形態では、基本トルク補正値算出部２１４が修正値算出手段に相当し、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓが修正値に相当する。

上式（６２）において、σｖは切換関数である。また、同式（６２）のＳｖは−１＜Ｓｖ＜Ｓｔ＜０の関係が成立するように設定される切換関数設定パラメータであり、２つの切換関数設定パラメータＳｔ，Ｓｖがこのように設定されている理由については、後述する。この場合、切換関数設定パラメータＳｖの設定値により、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑの値０への収束速度が指定される。また、式（６３）において、Ｕｒｃｈ＿ｖは到達則入力であり、Ｋｒｃｈ＿ｖは所定の到達則ゲインを表している。さらに、式（６４）において、Ｕｎｌ＿ｖは非線形入力であり、Ｋｎｌ＿ｖは所定の非線形入力用ゲインを表している。また、式（６４）におけるｓｇｎ（σｖ(ｋ)）は符号関数であり、その値は、σｖ(ｋ)≧０のときにはｓｇｎ（σｖ(ｋ)）＝１となり、σｖ(ｋ)＜０のときにはｓｇｎ（σｖ(ｋ)）＝−１となるように設定される（なお、σｖ(ｋ)＝０のときに、ｓｇｎ（σｖ(ｋ)）＝０となるように設定してもよい）。

さらに、式（６５）において、Ｕａｄｐ＿ｖは適応則入力であり、Ｋａｄｐ＿ｖは所定の適応則ゲインを表している。また、式（６５）のＵａｄｐ＿ｖ＿ｉｎｉは、適応則入力の初期値であり、乗算項であるトルク補正値Ｋｔｒｑが負値にならないような所定値（例えば値１）に設定される。これは、さらに、式（６５）のδｖは、式（６６）により算出される切換関数の積分値である。同式（６６）のλｖは忘却係数であり、その値は式（６７），（６８）に示すように、基本トルク補正値の前回値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ（ｋ−１）と所定の上下限値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ＿Ｈ，Ｋｔｒｑ＿ｂｓ＿Ｌとの比較結果により、値１または所定値λｖｌｍｔに設定される。この上限値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ＿Ｈは正の所定値に設定され、下限値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ＿Ｌは負の所定値に設定されるとともに、所定値λｖｌｍｔは、前述したように、０＜λｖｌｍｔ＜１が成立するような値に設定される。

また、式（６９）に示すように、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓは、到達則入力Ｕｒｃｈ＿ｖ、非線形入力Ｕｎｌ＿ｖおよび適応則入力Ｕａｄｐ＿ｖの和として算出される。

以上のように、この基本トルク補正値算出部２１４では、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓが式（６２）〜（６９）に示す制御アルゴリズムにより算出されるので、この基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓは、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑを値０に収束させるための値、言い換えれば、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂを目標トルクフィードバックＴｒｑ＿ｆｂ＿ｃｍｄに収束させる値として算出される。

また、忘却係数λｖを用いながら、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓが算出されるので、基本トルク補正値の前回値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ（ｋ−１）の絶対値が大きい場合には、忘却係数λｖによる前述した忘却効果により、積分項としての外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖすなわち基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓが増大するのを回避することができ、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが一時的に不適切な値になるのを回避できる。これに加えて、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓすなわちトルク補正値Ｋｔｒｑの算出アルゴリズムにおける積分項としての外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖが、前述したトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂの算出アルゴリズムにおける積分項Ｕｌｓ＿ｔと互いに干渉して振動的な挙動を示すのを回避できる。以上により、過渡制御性を向上させることができる。また、基本トルク補正値の前回値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ（ｋ−１）の絶対値が小さい場合には、忘却係数λｖが値１に設定されるので、トルク誤差Ｅｔｆが値０に収束したときでも、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂを、追従誤差Ｅｔを迅速に補償可能な値に適切に保持することができ、それにより、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑが増大し始めたときの応答性を向上させることができる。

一方、トルク補正感度算出部２１５では、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて、図４４に示すマップを検索することにより、トルク補正感度Ｒｔｒｑが算出される。このトルク補正感度Ｒｔｒｑは、前述した誤差重みＷｔと同様に、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔの変化量ΔＷｓ＿ａｃｔとエンジントルクＴｒｑの変化量ΔＴｒｑの比ΔＷｓ＿ａｃｔ／ΔＴｒｑを、所定の駆動輪速＆所定のエンジントルクでの比ΔＷｓ＿ａｃｔ＿ｒｅｆ／ΔＴｒｑ＿ｒｅｆの絶対値｜ΔＷｓ＿ａｃｔ＿ｒｅｆ／ΔＴｒｑ＿ｒｅｆ｜を基準として正規化した値を表している。

同図において、実線で示す曲線が、トルク補正感度Ｒｔｒｑの値を表しており、破線で示す曲線は、前述した誤差重みＷｔの値を比較のために表したものである。これらの２つの曲線を比較すると明らかなように、このマップでは、トルク補正感度Ｒｔｒｑは、誤差重みＷｔとほぼ同じような傾向に設定されており、これは、図４３の説明で述べたのと同じ理由による。

このように、トルク補正感度Ｒｔｒｑは、前述した誤差重みＷｔと同様の手法により算出されるので、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合を表す値として算出される。また、前述したように、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合は、トランスミッションにおけるギヤ比によっても変化するので、同図４４では、トルク補正感度Ｒｔｒｑが、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて設定されている。

また、同図では、トルク補正感度Ｒｔｒｑは、低非駆動輪速かつ低〜中回転域、すなわちトラクションコントロールが作動しやすい領域では、誤差重みＷｔと同じ値に設定され、それ以外の領域では、誤差重みＷｔよりも小さい値に設定されている。これは、トルク補正値Ｋｔｒｑによる最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの減少側への補正量が少な過ぎると、駆動輪のスリップが発生する可能性があるので、それを回避するためである。

なお、本実施形態では、トルク補正感度算出部２１５が第１影響度合パラメータ算出手段に相当し、トルク補正感度Ｒｔｒｑが第１影響度合パラメータに相当する。また、図４４は、トルク補正感度Ｒｔｒｑを、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて算出するためのものであるが、前述したように、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘは、エンジン回転数ＮＥに基づいて決定されるので、図４４は、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘと非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆとトルク補正感度Ｒｔｒｑとの相関関係を表すものと見なすことができる。したがって、図４４は第１影響度合モデルに相当する。

一方、乗算要素２１６では、下式（７０）により、トルク補正値Ｋｔｒｑが算出される。すなわち、トルク補正値Ｋｔｒｑは、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓをトルク補正感度Ｒｔｒｑで補正することによって算出される。

本実施形態の制御装置１Ａでは、以上のように、トラクションコントローラ２００によりエンジントルクＴｒｑが算出されるとともに、図示しないが、このエンジントルクＴｒｑが得られるように、可変機構制御処理、空燃比制御処理および点火時期制御処理が実行される。

次に、以上のように構成された第２実施形態の制御装置１Ａによるトラクションコントロールの制御結果について説明する。図４５は、摩擦抵抗の小さい路面上において車両の加速／減速を繰り返した際の、本実施形態の制御装置１Ａによる制御結果例を示しており、図４６は、比較のために、トルク補正値Ｋｔｒｑを値１に保持した場合、すなわち補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄとして、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘをそのまま用いた場合の制御結果例（以下「比較例」という）を示している。

両図において、加速開始から減速開始までの間（時刻ｔ３０〜ｔ３１，ｔ３２〜ｔ３３，ｔ３４〜ｔ３５，ｔ４０〜ｔ４１，ｔ４２〜ｔ４３，ｔ４４〜ｔ４５）における、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆおよびトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂの動きを比較すると、２つの値Ｔｒｑ＿ｆｆ，Ｔｒｑ＿ｆｂはいずれも、本実施形態の制御結果例の方が、比較例よりも小さい値に抑制されており、制御性が向上していることが判る。

また、減速開始以降の目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄに対する駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔの動きを比較すると、目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄに対する駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔの乖離度合すなわち制御誤差は、本実施形態の制御結果例の方が、比較例よりも小さい値に抑制されており、制御精度が向上していることが判る。

以上のように、第２実施形態の制御装置１Ａによれば、誤差重みＷｔが、図４３のマップすなわち応答曲面モデルを用いて算出され、誤差重みＷｔでトルク誤差Ｅｔｆを補正（修正）することにより、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑが算出される。この誤差重みＷｔは、前述したように、トルク誤差ＥｔｆがエンジントルクＴｒｑの過大に起因して発生した確率を表す値、言い換えれば、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合を表す値として算出されるので、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑは、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合が反映された値として算出される。

さらに、そのような修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑを値０に収束させるように基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓが算出され、この基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓにトルク補正感度Ｒｔｒｑを乗算することにより、トルク補正値Ｋｔｒｑが算出され、このトルク補正値Ｋｔｒｑで最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘを補正した補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄを用いて、式（４７）によりフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが算出される。したがって、外乱以外の、例えば、エンジン３の出力特性の経年変化や個体間でのばらつき、タイヤの摩耗度合の変化および路面の摩擦抵抗の変化などの、予測不能な状態変化に起因して、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘとフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆとの間の相関関係が変化することで、トルク誤差Ｅｔｆすなわち駆動輪のスリップが一時的に増大しやすい状態にある場合でも、補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄおよび式（４７）を用いて算出したフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆによって、そのトルク誤差Ｅｔｆを過不足なく適切かつ迅速に補償することができる。その結果、ゲインスケジュールタイプの補正手法（または修正手法）と比べて、高レベルの車輪速度の制御精度を確保することができる。すなわち、高レベルのトラクションコントロールを実現することができる。

仮に、誤差重みＷｔ＝１とし、Ｅｔｆ＝Ｗｅｔｒｑとして、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出した場合、上述した最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘとフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆとの間の相関関係の変化を主因として、トルク誤差Ｅｔｆが発生しているとき、すなわちトルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合が大きいときには、そのように算出したフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆにより、トルク誤差Ｅｔｆすなわちトルク誤差Ｅｔｆすなわち駆動輪のスリップを適切に補償できる。しかし、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合が小さいとき、すなわち上記相関関係の変化以外の外乱などを主因として、トルク誤差Ｅｔｆすなわち駆動輪のスリップが発生しているときには、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを用いてもトルク誤差Ｅｔｆすなわち駆動輪のスリップを適切に補償できず、過大補償や過小補償状態になってしまう。したがって、前述した誤差重みＷｔを用いることにより、トルク誤差Ｅｔｆすなわち駆動輪のスリップを、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆによって過不足なく適切に補償することができる。

これに加えて、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが、補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄとフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆとの相関関係を表す式（４７）を用いて算出されるので、フィードバック制御アルゴリズムにより算出されるトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂによって、駆動輪のスリップを補償する場合と比べて、駆動輪のスリップをより迅速に補償することができる。以上のように、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘとフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆとの間の相関関係の変化に起因して、トルク誤差Ｅｔｆすなわち駆動輪のスリップが一時的に増大するような条件下でも、駆動輪のスリップを適切かつ迅速に補償でき、それにより、高レベルの制御精度を確保できる。

さらに、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合は、トランスミッションにおけるギヤ比によっても変化するのに対して、前述したように、誤差重みＷｔが、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて算出される。したがって、トルク誤差Ｅｔｆに対するエンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆの影響も反映させながら、駆動輪のスリップを補償するように、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出でき、その結果、制御精度をさらに向上させることができる。

また、トルク補正感度Ｒｔｒｑが、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合を表す値として算出され、トルク補正値Ｋｔｒｑが基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓにトルク補正感度Ｒｔｒｑを乗算することにより算出されるので、前述したように、トルク誤差Ｅｔｆに対する最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの影響度合が小さい状態での、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓによるトルク誤差Ｅｔｆの過補償を回避できる。これに加えて、トルク補正感度Ｒｔｒｑは、トラクションコントロールが作動しやすい領域では、誤差重みＷｔと同じ値に設定され、それ以外の領域では、誤差重みＷｔよりも小さい値に設定されているので、トルク補正値Ｋｔｒｑによる最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘの減少側への補正量が少なすぎることに起因して、駆動輪のスリップが発生するのを回避できる。

さらに、トルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂの算出アルゴリズム［式（４９）〜（５９）］と、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓの算出アルゴリズム［式（６２）〜（６９）］とにおいて、切換関数設定パラメータＳｔ，Ｓｖが、−１＜Ｓｖ＜Ｓｔ＜０の関係が成立するように設定されているので、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑの値０への収束速度が、追従誤差Ｅｔの値０への収束速度よりも遅くなることにより、２つの応答指定型制御アルゴリズムが互いに干渉することがなくなる。特に、トルク補正値Ｋｔｒｑがトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂに基づいて算出されるので、トルク補正値Ｋｔｒｑによる相関関係モデルの修正は、追従誤差Ｅｔの値０への収束速度よりも遅くする必要があるのに対して、上記のような切換関数設定パラメータＳｔ，Ｓｖの設定によりそれを実現することができる。その結果、両者の干渉に起因して、制御系が振動的な挙動を示すのを回避でき、制御系の安定性を確保できる。

なお、第２実施形態は、フィードフォワードトルク算出部２０６において、前述した式（４７）によりフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出した例であるが、これに代えて、下式（７１）〜（７３）により、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出するように構成してもよい。

上式（７１）のＴｒｑ＿ｆｆ＿ｔｅｍｐは、フィードフォワードトルクの暫定値を表している。式（７２），（７３）に示すように、補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄを上限値とするリミット処理を、暫定値Ｔｒｑ＿ｆｆ＿ｔｅｍｐに施すことにより、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが算出される。フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆの算出アルゴリズムとして、以上の式（７１）〜（７３）を用いた場合でも、前述した式（４７）を用いた場合と同様の作用効果を得ることができる。

また、第２実施形態は、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓの算出アルゴリズムとして、前述した式（６２）〜（６９）に示す制御アルゴリズムを用いた例であるが、これに代えて、下式（７４）〜（８３）に示す、適応外乱オブザーバとスライディングモード制御アルゴリズムを組み合わせて適用した制御アルゴリズムにより、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓを算出してもよい。

上式（７７）のσｖ＿ｈａｔは、切換関数の推定値であり、Ｕｌｓ＿ｖは、外乱推定値である。この外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖは、式（７７）〜（８２）に示すδ修正法を適用した固定ゲイン式の同定アルゴリズムにより算出される。同式（７８）のＥｖ＿ｓｉｇは、推定誤差を表しており、式（７９）のＵｌｓ＿ｖ＿ｉｎｉは、外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖの初期値を表している。この初期値Ｕｌｓ＿ｖ＿ｉｎｉは、乗算項であるトルク補正値Ｋｔｒｑが負値にならないような所定値（例えば値１）に設定される。また、同式（７９）のｄＵｌｓ＿ｖは、修正項であり、式（８０）〜（８２）により算出される。式（８０）のＰｖは、一定値の同定ゲインである。

また、式（８３）に示すように、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓは、到達則入力Ｕｒｃｈ＿ｖ、非線形入力Ｕｎｌ＿ｖおよび外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖの和として算出される。なお、式（７７）〜（８２）が適応外乱オブザーバにおける外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖの算出アルゴリズムである。

以上の制御アルゴリズムによれば、前述した式（６２）〜（６９）の制御アルゴリズムと同様の作用効果を得ることができる。すなわち、式（８０）において、修正項の前回値ｄＵｌｓ＿ｖ（ｋ−１）に忘却係数λｖが乗算されているとともに、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓの絶対値が大きい場合には、忘却係数λｖが０＜λｖ＜１の範囲内の値に設定されるので、忘却係数λｖによる前述した忘却効果により、積分項としての外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖすなわち基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓが増大するのを回避することができ、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆが一時的に不適切な値になるのを回避できる。これに加えて、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓすなわちトルク補正値Ｋｔｒｑの算出アルゴリズムにおける積分項としての外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖが、前述したトルクフィードバック値Ｔｒｑ＿ｆｂの算出アルゴリズムにおける積分項Ｕｌｓ＿ｔと互いに干渉して振動的な挙動を示すのを回避できる。以上により、過渡制御性を向上させることができる。また、基本トルク補正値の前回値Ｋｔｒｑ＿ｂｓ（ｋ−１）の絶対値が小さい場合には、忘却係数λｖが値１に設定されるので、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑが値０近傍になったときでも、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓを適切な値に保持することができる。それにより、修正トルク誤差Ｗｅｔｒｑが増大し始めたときの応答性を向上させることができ、制御精度を向上させることができる。

以上に加えて、外乱推定値Ｕｌｓ＿ｖが適応外乱オブザーバにおけるδ修正法を適用した固定ゲイン式の同定アルゴリズムにより算出されるので、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｖを用いる第２実施形態の制御アルゴリズムと比べて、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓにおける積分的な揺らぎ挙動およびオーバーシュート挙動の抑制能力をさらに向上させることができる。

一方、第２実施形態は、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘを参照パラメータおよび第２参照パラメータと見なした例であるが、第２実施形態において、エンジン回転数ＮＥを参照パラメータおよび第２参照パラメータと見なしてもよい。その場合には、図４０および式（４６），（４７）を用いてフィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出することが、修正された相関関係モデルを用いて、第１入力値を算出することに相当し、図４３が、影響度合モデルおよび第２影響度合モデルに相当し、図４４が第１影響度合モデルに相当することになる。

また、第２実施形態は、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを相関関係モデルとしての式（４６），（４７）により算出した例であるが、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆの算出に用いる相関関係モデルはこれに限らず、他の算出式やマップなどを用いてもよい。例えば、式（４７）において、補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄに代えて最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘを用いるとともに、正規化要求駆動力Ｋｔｒｑ＿ａｐに代えて値Ｋｔｒｑ・Ｋｔｒｑ＿ａｐを用いた式により、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出してもよい。さらに、式（４７）において、補正後最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘ＿ｍｏｄに代えて最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘを用いるとともに、正規化要求駆動力Ｋｔｒｑ＿ａｐの代わりに、これにトルク補正値Ｋｔｒｑを上限値とするリミット処理を施した値を用いた算出式により、フィードフォワードトルクＴｒｑ＿ｆｆを算出してもよい。

さらに、第２実施形態は、第１の応答指定型制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムとして、式（４９）〜（５９）を用いた例であるが、本願発明の第１の応答指定型制御アルゴリズムはこれに限らず、制御量および目標値の一方と他方の偏差の値０への収束速度を指定するものであればよい。例えば、バックステッピング制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムを用いてもよく、このようにした場合でも、第２実施形態の式（４９）〜（５９）を用いた場合と同様の作用効果を得ることができる。

一方、第２実施形態は、第２の応答指定型制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムとして、式（６２）〜（６９）を用いた例であるが、本願発明の第２の応答指定型制御アルゴリズムはこれに限らず、補正後誤差パラメータの値０への収束速度を指定するものであればよい。例えば、バックステッピング制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムを用いてもよく、このようにした場合でも、第２実施形態の式（６２）〜（６９）を用いた場合と同様の作用効果を得ることができる。

また、第２実施形態は、エンジン回転数ＮＥおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆに応じて、図４３のマップを検索することにより、誤差重みＷｔを算出した例であるが、誤差重みＷｔの算出手法はこれに限らないことは言うまでもない。例えば、図４３に代えて、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔと非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆの平均値およびエンジン回転数ＮＥに対して、誤差重みＷｔの値が予め設定されたマップを用いてもよい。また、駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔおよび非駆動輪速Ｗｓ＿ｒｅｆの大きい方（または小さい方）と、エンジン回転数ＮＥに対して、誤差重みＷｔの値が予め設定されたマップを用いてもよい。さらに、目標車輪速Ｗｓ＿ｃｍｄおよびエンジン回転数ＮＥに対して、誤差重みＷｔの値が予め設定されたマップを用いてもよい。

さらに、第２実施形態は、自動変速機付きのエンジン３のトラクションコントロールにおいて、誤差重みＷｔおよびトルク補正感度Ｒｔｒｑを算出する際、図４３，４４のマップを用いた例であるが、手動変速機付きの内燃機関、または手動の操作力に代えてアクチュエータにより変速動作を実行する、いわゆる自動ＭＴ付きの内燃機関のトラクションコントロールを実行する場合には、図４３，４４のマップに代えて、ギヤレシオ毎に、エンジン回転数ＮＥに対して、誤差重みＷｔおよびトルク補正感度Ｒｔｒｑの値が予めそれぞれ設定された複数の２次元マップ（すなわちテーブル）を用いてもよい。

一方、第２実施形態は、トルク補正感度Ｒｔｒｑを、相関関係モデルとしての図４４のマップを用いて算出した例であるが、トルク補正感度Ｒｔｒｑを、図４４に代えて、図４３を用いて算出してもよい。すなわち、トルク補正感度Ｒｔｒｑを誤差重みＷｔに等しい値として算出してもよい。これに加えて、式（７０）において、Ｒｔｒｑ＝１と設定することにより、Ｋｔｒｑ＝Ｋｔｒｑ＿ｂｓとしてもよい。すなわち、基本トルク補正値Ｋｔｒｑ＿ｂｓをトルク補正値Ｋｔｒｑとして用いてもよい。

また、第２実施形態は、相関関係モデルを修正する手法として、補正後修正値としてのトルク補正値Ｋｔｒｑにより、第２参照パラメータとしての最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘを補正（修正）した例であるが、本願発明の相関関係モデルを修正する手法はこれに限らず、相関関係モデルを修正できるものであればよい。例えば、補正後修正値により、第１入力値側を修正する手法でもよい。

さらに、第２実施形態は、制御量として車輪速度（具体的には駆動輪速Ｗｓ＿ａｃｔ）を用いた例であるが、本願発明の制御量はこれに限らず、トランスミッションのギヤレシオやクラッチの滑り量などを考慮しながら、エンジン回転数ＮＥを制御量とし、これを目標値に制御するように構成してもよい。このようにした場合でも、第２実施形態の制御装置１Ａと同じような作用効果を得ることができる。

また、第１実施形態は、本願発明の制御装置を空燃比制御を実行するものに適用した例であり、第２実施形態は、本願発明の制御装置をトラクションコントロールを実行するものに適用した例であるが、本願発明の制御装置はこれらに限らず、様々な産業機器の制御装置において、制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値を、参照パラメータに応じ、参照パラメータと第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルを用いて算出し、制御量を目標値に収束させるようにフィードバック制御するための第２入力値を、所定のフィードバック制御アルゴリズムにより算出するとともに、第１入力値および第２入力値に応じて、制御入力を算出するものに適用可能である。

さらに、第１および第２実施形態は、相関関係モデルを修正する際、参照パラメータ側の修正値（補正値）を算出した例であるが、第１および第２実施形態における制御アルゴリズムにより、第１入力値側を修正する修正値を算出するように構成してもよい。

本発明の第１実施形態に係る制御装置が適用された内燃機関の概略構成を示す模式図である。 制御装置の概略構成を示すブロック図である。 内燃機関の可変式吸気動弁機構および排気動弁機構の概略構成を示す断面図である。 可変式吸気動弁機構の可変バルブリフト機構の概略構成を示す断面図である。 （ａ）リフトアクチュエータの短アームが最大リフト位置にある状態と（ｂ）ゼロリフト位置にある状態を示す図である。 （ａ）可変バルブリフト機構の下リンクが最大リフト位置にあるときの吸気弁の開弁状態と（ｂ）ゼロリフト位置にあるときの吸気弁の停止状態を示す図である。 可変バルブリフト機構の下リンクが最大リフト位置にあるときの吸気弁のバルブリフト曲線（実線）と、ゼロリフト位置にあるときのバルブリフト曲線（２点鎖線）をそれぞれ示す図である。 可変カム位相機構の概略構成を模式的に示す図である。 可変カム位相機構により、カム位相が最遅角値に設定されているときの吸気弁４のバルブリフト曲線（実線）と、カム位相が最進角値に設定されているときの吸気弁４のバルブリフト曲線（２点鎖線）をそれぞれ示す図である。 空燃比コントローラの概略構成を示すブロック図である。 基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅの算出に用いるマップの一例を示す図である。 補正係数Ｋ＿ｇｃｙｌ＿ｖｔの算出に用いるマップの一例を示す図である。 移行係数Ｋｇの算出に用いるマップの一例を示す図である。 目標空燃比ＫＣＭＤの算出に用いるマップの一例を示す図である。 バルブリフトの算出値Ｌｉｆｔｉｎがその実際値に対してオフセットを生じているのに起因して、リフト誤差が発生している状態を示す図である。 可変バルブリフト機構の動特性の変化に起因して、リフト誤差が発生している状態を示す図である。 バルブリフトＬｉｆｔｉｎの変化量ΔＬｉｆｔｉｎに対する基本推定吸気量Ｇｃｙｌ＿ｖｔ＿ｂａｓｅの変化量ΔＧｃｙｌの関係を示す図である。 リフト補正算出部の構成を示すブロック図である。 基本誤差重みＷ＿ｂａｓｅの算出に用いるマップの一例を示す図である。 誤差重み補正係数Ｋ＿ｗの算出に用いるマップの一例を示す図である。 基本感度Ｒ＿ｂａｓｅの算出に用いるマップの一例を示す図である。 感度補正係数Ｋ＿ｒの算出に用いるマップの一例を示す図である。 制御周期ΔＴｎで実行される制御処理を示すフローチャートである。 空燃比制御処理を示すフローチャートである。 基本燃料噴射量Ｔｃｙｌ＿ｂｓの算出処理を示すフローチャートである。 制御周期ΔＴｋで実行される制御処理を示すフローチャートである。 補正後バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｍｏｄの算出処理を示すフローチャートである。 可変機構制御処理を示すフローチャートである。 エンジン始動中、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄの算出に用いるマップの一例を示す図である。 エンジン始動中、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄの算出に用いるマップの一例を示す図である。 触媒暖機制御中、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄの算出に用いるマップの一例を示す図である。 触媒暖機制御中、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄの算出に用いるマップの一例を示す図である。 通常運転中、目標バルブリフトＬｉｆｔｉｎ＿ｃｍｄの算出に用いるマップの一例を示す図である。 通常運転中、目標カム位相Ｃａｉｎ＿ｃｍｄの算出に用いるマップの一例を示す図である。 第１実施形態の制御装置による制御結果の一例を示すタイミングチャートである。 第１実施形態の制御装置による空燃比の制御結果の一例を示すタイミングチャートである。 リフト補正値Ｄｌｉｆｔを値０に保持した場合の、空燃比の制御結果の比較例を示すタイミングチャートである。 第２実施形態に係る制御装置の概略構成を示すブロック図である。 トラクションコントローラの概略構成を示すブロック図である。 最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘおよび最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎの算出に用いるマップの一例を示す図である。 正規化要求駆動力Ｋｔｒｑ＿ａｐの算出に用いるマップの一例を示す図である。 トルク補正値算出部の概略構成を示すブロック図である。 誤差重みＷｔの算出に用いるマップの一例を示す図である。 トルク補正感度Ｒｔｒｑの算出に用いるマップの一例を示す図である。 第２実施形態の制御装置によるトラクションコントロールの制御結果例を示すタイミングチャートである。 比較のために、トルク補正値Ｋｔｒｑ＝１に保持した場合のトラクションコントロールの制御結果例を示すタイミングチャートである。

符号の説明

１ 制御装置
１Ａ 制御装置
２ ＥＣＵ（制御量検出手段、参照パラメータ検出手段、目標値設定手段、制御入力
算出手段、誤差パラメータ算出手段、影響度合パラメータ算出手段、補正後誤差
パラメータ算出手段、モデル修正手段、第１入力値算出手段、第１参照パラメー
タ検出手段、第２参照パラメータ検出手段、修正値算出手段、第１影響度合パラ
メータ算出手段、補正後修正値算出手段、第２影響度合パラメータ算出手段）
３ 内燃機関（制御対象）
２０ クランク角センサ（参照パラメータ検出手段、第１および第２参照パラメータ検
出手段）
２４ ＬＡＦセンサ（制御量検出手段）
２５ 回動角センサ（参照パラメータ検出手段、第２参照パラメータ検出手段）
２６ カム角センサ（第１参照パラメータ検出手段）
５０ 可変バルブリフト機構（可変吸気機構）
８０ 右前輪速センサ（第１参照パラメータ検出手段）
８１ 左前輪速センサ（第１参照パラメータ検出手段）
８２ 左後輪速センサ（制御量検出手段）
８３ 右後輪速センサ（制御量検出手段）
１００ 空燃比コントローラ（制御入力算出手段）
１０１ 第１推定吸気量算出部（第１入力値算出手段）
１０８ 目標空燃比算出部（目標値設定手段）
１１３ 空燃比誤差推定値算出部（誤差パラメータ算出手段）
１２０ リフト補正値算出部（モデル修正手段、補正後修正値算出手段）
１２１ 誤差重み算出部（影響度合パラメータ算出手段、第２影響度合パラメータ算出手
段）
１２２ 修正誤差算出部（補正後誤差パラメータ算出手段）
１２３ 基本リフト補正値算出部（修正値算出手段）
１２４ 補正感度算出部（第１影響度合パラメータ算出手段）
２００ トラクションコントローラ（制御入力算出手段）
２０１ 目標車輪速算出部（目標値設定手段）
２０６ フィードフォワードトルク算出部（第１入力値算出手段）
２１０ トルク補正値算出部（モデル修正手段、補正後修正値算出手段）
２１１ 誤差重み算出部（影響度合パラメータ算出手段、第２影響度合パラメータ算出手
段）
２１２ トルク誤差算出部（誤差パラメータ算出手段）
２１３ 修正トルク誤差算出部（補正後誤差パラメータ算出手段）
２１４ 基本トルク補正値算出部（修正値算出手段）
２１５ トルク補正感度算出部（第１影響度合パラメータ算出手段）
ＫＡＣＴ 検出空燃比（制御量）
ＫＣＭＤ 目標空燃比（目標値）
ＴＯＵＴ 燃料噴射量（制御入力、供給燃料量）
Ｌｉｆｔｉｎ バルブリフト（参照パラメータ、動作状態パラメータ、第２参照パラ
メータ）
Ｃａｉｎ カム位相（第１参照パラメータ）
ＮＥ 内燃機関の回転数（第１参照パラメータ）
Ｇｃｙｌ＿ｖｔ 第１推定吸気量（第１入力値）
ＫＡＦ 空燃比補正係数（第２入力値）
Ｅａｆ 空燃比誤差推定値（誤差パラメータ）
Ｗ 誤差重み（影響度合パラメータ、第２影響度合パラメータ）
Ｗｅａｆ 修正誤差（補正後誤差パラメータ）
Ｒｌｉｆｔ 補正感度（第１影響度合パラメータ）
Ｄｌｉｆｔ＿ｂｓ 基本リフト補正値（修正値）
Ｄｌｉｆｔ リフト補正値（補正後修正値）
Ｗｓ＿ａｃｔ 駆動輪速（制御量、車両の車輪速度）
Ｗｓ＿ｃｍｄ 目標車輪速（目標値）
Ｗｓ＿ｒｅｆ 非駆動輪速（第１参照パラメータ）
Ｔｒｑ エンジントルク（制御入力、内燃機関の出力）
Ｔｒｑ＿ｍａｘ 最大トルク（参照パラメータ、内燃機関の出力の制限値、第２参照パ
ラメータ）
Ｔｒｑ＿ｆｆ フィードフォワードトルク（第１入力値）
Ｔｒｑ＿ｆｂ トルクフィードバック値（第２入力値）
Ｅｔｆ トルク誤差（誤差パラメータ）
Ｗｔ 誤差重み（影響度合パラメータ、第２影響度合パラメータ）
Ｗｅｔｒｑ 修正トルク誤差（補正後誤差パラメータ）
Ｒｔｒｑ トルク補正感度（第１影響度合パラメータ）
Ｋｔｒｑ＿ｂｓ 基本トルク補正値（修正値）
Ｋｔｒｑ トルク補正値（補正後修正値）

Claims (8)

1. 制御対象における制御量を制御入力により制御する制御装置であって、
   前記制御量を検出する制御量検出手段と、
   前記制御対象における前記制御量以外の参照パラメータを検出する参照パラメータ検出手段と、
   前記制御量の目標となる目標値を設定する目標値設定手段と、
   前記制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値を、前記参照パラメータに応じ、当該参照パラメータと当該第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルを用いて算出し、前記制御量を前記目標値に収束させるようにフィードバック制御するための第２入力値を、所定のフィードバック制御アルゴリズムにより算出するとともに、前記第１入力値および前記第２入力値に応じて、前記制御入力を算出する制御入力算出手段と、
   を備え、
   前記制御入力算出手段は、
   前記制御量および前記目標値に応じて、前記第１入力値により補償すべき制御誤差を表す誤差パラメータを算出する誤差パラメータ算出手段と、
   前記参照パラメータが前記誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す影響度合パラメータを、当該影響度合パラメータと前記参照パラメータとの相関関係を表す影響度合モデルを用いて、算出する影響度合パラメータ算出手段と、
   前記影響度合パラメータで前記誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータを算出する補正後誤差パラメータ算出手段と、
   当該補正後誤差パラメータに応じて、前記相関関係モデルを修正するモデル修正手段と、
   当該修正された前記相関関係モデルを用いて前記第１入力値を算出する第１入力値算出手段と、
   を有し、
   前記制御対象は、可変バルブリフト機構および可変カム位相機構の一方の機構により気筒内に吸入される吸入空気量が自在に変更される内燃機関であり、
   前記制御量は、当該内燃機関の混合気の空燃比であり、
   前記制御入力は、前記内燃機関への供給燃料量であり、
   前記参照パラメータは、前記一方の機構の動作状態を表す動作状態パラメータであることを特徴とする制御装置。
2. 制御対象における制御量を制御入力により制御する制御装置であって、
   前記制御量を検出する制御量検出手段と、
   前記制御対象における前記制御量以外の参照パラメータを検出する参照パラメータ検出手段と、
   前記制御量の目標となる目標値を設定する目標値設定手段と、
   前記制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値を、前記参照パラメータに応じ、当該参照パラメータと当該第１入力値との間の相関関係を表す相関関係モデルを用いて算出し、前記制御量を前記目標値に収束させるようにフィードバック制御するための第２入力値を、所定のフィードバック制御アルゴリズムにより算出するとともに、前記第１入力値および前記第２入力値に応じて、前記制御入力を算出する制御入力算出手段と、
   を備え、
   前記制御入力算出手段は、
   前記制御量および前記目標値に応じて、前記第１入力値により補償すべき制御誤差を表す誤差パラメータを算出する誤差パラメータ算出手段と、
   前記参照パラメータが前記誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す影響度合パラメータを、当該影響度合パラメータと前記参照パラメータとの相関関係を表す影響度合モデルを用いて、算出する影響度合パラメータ算出手段と、
   前記影響度合パラメータで前記誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータを算出する補正後誤差パラメータ算出手段と、
   当該補正後誤差パラメータに応じて、前記相関関係モデルを修正するモデル修正手段と、
   当該修正された前記相関関係モデルを用いて前記第１入力値を算出する第１入力値算出手段と、
   を有し、
   前記制御対象は、内燃機関を動力源とする車両であり、
   前記制御量は、当該車両の車輪速度であり、
   前記制御入力は、前記内燃機関の出力であり、
   前記参照パラメータは、当該内燃機関の出力の制限値および当該内燃機関の回転数の一方であることを特徴とする制御装置。
3. 前記所定のフィードバック制御アルゴリズムは、前記制御量および前記目標値の一方と他方との偏差の値０への収束速度を指定する所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズムであり、
   前記モデル修正手段は、前記補正後誤差パラメータの値０への収束速度を指定する所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズムにより、修正値を算出するとともに、当該修正値により前記相関関係モデルを修正し、
   前記所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムでは、前記補正後誤差パラメータの値０への収束速度が、前記所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムにおける前記偏差の値０への収束速度よりも遅くなるように設定されていることを特徴とする請求項２に記載の制御装置。
4. 制御対象における制御量を制御入力により制御する制御装置であって、
   前記制御量を検出する制御量検出手段と、
   前記制御対象における前記制御量以外の第１参照パラメータを検出する第１参照パラメータ検出手段と、
   前記制御対象における前記制御量および前記第１参照パラメータ以外の第２参照パラメータを検出する第２参照パラメータ検出手段と、
   前記制御量の目標となる目標値を設定する目標値設定手段と、
   前記制御量をフィードフォワード制御するための第１入力値を、前記第１参照パラメータおよび前記第２参照パラメータに応じ、当該第１参照パラメータと当該第２参照パラメータと当該第１入力値との相関関係を表す相関関係モデルを用いて算出し、前記制御量を前記目標値に収束させるようにフィードバック制御するための第２入力値を、所定のフィードバック制御アルゴリズムにより算出するとともに、前記第１入力値および前記第２入力値に応じて、前記制御入力を算出する制御入力算出手段と、
   を備え、
   前記制御入力算出手段は、
   前記制御量および前記目標値に応じて、前記第１入力値により補償すべき制御誤差を表す誤差パラメータを算出する誤差パラメータ算出手段と、
   当該誤差パラメータに応じて、前記相関関係モデルを修正するための修正値を算出する修正値算出手段と、
   前記第１参照パラメータが前記誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す第１影響度合パラメータを、当該第１影響度合パラメータと前記第１参照パラメータとの相関関係を表す第１影響度合モデルを用いて、算出する第１影響度合パラメータ算出手段と、
   当該第１影響度合パラメータで前記修正値を補正することにより、補正後修正値を算出する補正後修正値算出手段と、
   当該補正後修正値により前記相関関係モデルを修正するモデル修正手段と、
   当該修正された相関関係モデルを用いて前記第１入力値を算出する第１入力値算出手段と、
   を有することを特徴とする制御装置。
5. 前記第２参照パラメータが前記誤差パラメータに対して及ぼす影響度合を表す第２影響度合パラメータを、当該第２影響度合パラメータと前記第２参照パラメータとの相関関係を表す第２影響度合モデルを用いて、算出する第２影響度合パラメータ算出手段と、
   当該第２影響度合パラメータで前記誤差パラメータを補正することにより、補正後誤差パラメータを算出する補正後誤差パラメータ算出手段と、
   をさらに備え、
   前記修正値算出手段は、前記補正後誤差パラメータに応じて、前記修正値を算出することを特徴とする請求項４に記載の制御装置。
6. 前記所定のフィードバック制御アルゴリズムは、前記制御量および前記目標値の一方と他方との偏差の値０への収束速度を指定する所定の第１の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズムであり、
   前記修正値算出手段は、前記補正後誤差パラメータの値０への収束速度を指定する所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムを適用したアルゴリズムにより、前記修正値を算出し、
   当該所定の第２の応答指定型制御アルゴリズムでは、前記補正後誤差パラメータの値０への収束速度が、前記第１の応答指定型制御アルゴリズムにおける前記偏差の値０への収束速度よりも遅くなるように設定されていることを特徴とする請求項５に記載の制御装置。
7. 前記制御対象は、可変吸気機構により気筒内に吸入される吸入空気量が自在に変更される内燃機関であり、前記制御量は、当該内燃機関の混合気の空燃比であり、前記制御入力は、前記内燃機関への供給燃料量であり、前記第２参照パラメータは、前記可変吸気機構の動作状態を表す動作状態パラメータであることを特徴とする請求項４または５に記載の制御装置。
8. 前記制御対象は、内燃機関を動力源とする車両であり、前記制御量は、当該車両の車輪速度であり、前記制御入力は、前記内燃機関の出力であり、前記第２参照パラメータは、当該内燃機関の出力の制限値および当該内燃機関の回転数の一方であることを特徴とする請求項４ないし６のいずれかに記載の制御装置。

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