JP2013189035A - ハイブリッド車両の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】回転電機における過電流の発生を防止しつつクランキング時の物理振動を抑制する。
【解決手段】ハイブリッド車両の制御装置（１００）は、クランク角を推定するクランク角推定手段と、推定されたクランク角に基づいて制振トルクを算出する制振トルク算出手段と、所定の調整係数αを乗じることによって制振トルクを調整する調整手段と、調整された制振トルクとクランキングトルクとの和である回転電機の指令トルクに対しレートリミット処理を実施するレートリミット処理手段と、レートリミット処理が実施された指令トルクに従って回転電機を制御する始動制御手段とを具備し、調整係数αは、レートリミット処理が実施された指令トルクが予め内燃機関の圧縮ＴＤＣに相当する時刻において到達すべき基準トルクに到達する時刻が、制振トルクの調整がなされない場合と較べて早まるように設定されることを特徴とする。
【選択図】図５

Description

本発明は、内燃機関と回転電機とを備え、当該回転電機により内燃機関を始動させる構成を有するハイブリッド車両を制御する、ハイブリッド車両の制御装置の技術分野に関する。

この種の装置として、内燃機関のトルク脈動が駆動軸に伝達されることを防止するものが提案されている（例えば、特許文献１参照）。特許文献１に開示されたトルク伝達装置によれば、内燃機関の始動時に当該トルク脈動と同相の制振トルク（文献中では減少トルク）を回転電機（文献中では電動発電機）により発生させることにより、当該トルク脈動の駆動軸への影響を減少させることが出来るとされている。

特開２００４−２２２４３９号公報

ところで、トルク脈動の駆動軸への影響を抑制するために必要となる制振トルクは、始動時の内燃機関のトルク脈動の大きさによって変化する。このため、トルク脈動の駆動軸への影響を緩和することのみを考えた場合、とりわけ大きな脈動を生じる、圧縮行程及びそれに引き続く膨張行程において、必要となる制振トルクが急変する。その結果、内燃機関を始動させるために必要となるクランキングトルクと、この制振トルクとの和である指令トルクが、急激に変化する。

一方、このように指令トルクが急変すると、回転電機に指令トルクに応じた駆動電流を供給する電力制御系統の負荷が過大となって、本来許容される以上の駆動電流（以下、適宜「過電流」と称する）が回転電機に供給される可能性がある。そのため、上記特許文献１に記載されたものを含む従来のハイブリッド車両においては、この過電流の発生を防止すべく、指令トルクに対してレートリミット処理が実施される。

レートリミット処理とは、指令トルクの変化速度を制限する処理であり、指令トルクの時間波形を緩慢化するための各種フィルタ処理等を意味する。即ち、指令トルクの変化速度が予めレートリミット処理の設定基準に抵触した場合には、係るレートリミット処理による指令トルクの制限作用が発効する。このようにすれば、理想的には、回転電機に過電流が供給されることを防止しつつトルク脈動の影響を緩和することが出来る。

しかしながら、従来装置においては、このレートリミット処理による過電流の防止に重きが置かれており、係るレートリミット処理による指令トルクの制限作用が発効した場合に、指令トルクが必要以上に緩慢化する傾向がある。その結果、肝心のトルク脈動抑制に係る効果が少なからず減殺され、トルク脈動が駆動軸に伝達された結果として、不快な物理振動が運転者に不快感を与える可能性がある。

本発明は上述した問題点に鑑みてなされたものであり、始動時において、過電流の発生を防止しつつトルク脈動の影響を十分に緩和することが可能なハイブリッド車両の制御装置を提供することを課題とする。

上述した課題を解決するため、本発明に係るハイブリッド車両の制御装置は、内燃機関及び回転電機を動力源として備え、該回転電機から供給されるクランキングトルクにより前記内燃機関を始動させることが可能なハイブリッド車両を制御する、ハイブリッド車両の制御装置であって、前記内燃機関の始動時に前記内燃機関のクランク角を推定するクランク角推定手段と、前記推定されたクランク角に基づいて前記回転電機から供給すべき制振トルクを算出する制振トルク算出手段と、所定の調整係数αを乗じることによって前記算出された制振トルクを調整する調整手段と、前記調整された制振トルクと前記クランキングトルクとの和である前記回転電機の指令トルクに対し、前記回転電機の駆動電流が増加する方向への前記指令トルクの変化を制限するレートリミット処理を実施するレートリミット処理手段と、前記レートリミット処理が実施された指令トルクに従って前記回転電機を制御する始動制御手段とを具備し、前記調整係数αは、前記レートリミット処理が実施された指令トルクが予め前記内燃機関の圧縮ＴＤＣに相当する時刻において到達すべきものとして定められた基準トルクに到達する時刻が、前記制振トルクの調整がなされない場合と較べて早まるように設定されている（請求項１）。

本発明に係るハイブリッド車両は、回転電機により供給されるクランキングトルクにより内燃機関の始動時にクランキングが可能であると共に、当該クランキングがなされる場合（他の場合を排除しない）において、内燃機関のトルク脈動に起因する車両の物理振動を回転電機により供給される制振トルクにより緩和させ得る構成を有する。このような構成は無論一義的でないが、例えば、本発明に係るハイブリッド車両は、内燃機関と本発明に係る回転電機としての第１電動発電機（所謂ＭＧ１）と、他の電動発電機（所謂ＭＧ２）とを備え、これら三要素の各々が、駆動軸とこれらとの間に介在する動力分割機構としての各種遊星歯車機構の各回転要素に連結される構成を有していてもよい。

例えば、遊星歯車機構のサンギア、プラネタリキャリア及びリングギアが、夫々本発明に係る、第１電動発電機、内燃機関及び駆動軸に連結され、駆動軸に直接又は間接的に第２電動発電機が連結される構成としてもよい。この場合、第１電動発電機を反力要素として内燃機関の機関トルクの反力を負担させ、駆動軸に当該機関トルクの一部を出力しつつ、駆動軸トルクの過不足分を第２電動発電機で適宜補うことが出来る。また、この場合、内燃機関の始動時には、第１電動発電機を力行側で駆動して正のクランキングトルクを内燃機関のクランク軸に入力することにより、内燃機関を始動させることが出来る。

一方、例えば、このような構成においては、内燃機関のクランク軸が、弾性緩衝機構としてのトーションダンパを介して遊星歯車機構に連結され得るが、内燃機関の機関トルクは、顕著には圧縮行程及び膨張行程におけるポンピング動作により脈動するため、内燃機関、トーションダンパ及び第１電動発電機を含む一種の共振系にトルク脈動による物理振動が伝達される。その結果、タイヤ及び車軸に連結される駆動軸に対してもプラネタリキャリアを介してこの物理振動が伝達され、運転者に不快感を与える要因となり得る。内燃機関のトルク脈動が駆動軸に与えるこの種の悪影響は、ここで説明した構成に限らず大なり小なり生じ得る。

ここで、本発明に係る回転電機（上述の例で言えば、第１電動発電機）は、所謂クランキングモータよりも体格の大きいものであり、このトルク脈動の駆動軸への影響を緩和するための振動抑制用のトルク、即ち制振トルクをクランク軸に供給することが出来る。例えば、制振トルクは、内燃機関のトルク脈動と同位相で振幅が異なるトルクである。理想的には、制振トルクによりトルク脈動が駆動軸に与える影響は相殺される。

ところで、回転電機は、クランキングトルクと制振トルクとの加算値である指令トルク（トルク指令値）に従って然るべき電力駆動系が駆動された結果供給される駆動電流により駆動される。ここで特に、内燃機関のトルク脈動と一対一の関係となる制振トルクの変化に伴って指令トルクがトルク増加側に急変すると、この駆動電流が回転電機の体格に対して過剰な電流（過電流）となって、回転電機又は電力駆動系に過剰な電気的負荷が加わる可能性がある。従って、通常、指令トルクに対しては、ＬＰＦ（Low Pass Filter）処理等の各種レートリミット処理が実施される。レートリミット処理は、指令トルクの上昇速度（レート）の制限（リミット）処理である。レートリミット処理によるトルク制限作用が発効すると、指令トルクの波形は本来の波形に対して時間軸上で緩慢となり、過電流が生じることを防止することが出来る。尚、指令トルクの制限作用が発効しない場合においては、レートリミット処理が実施された指令トルクと、制振トルクとクランキングトルクとの加算値としての指令トルクとは、実質的に一致し得る。

ところが、出願人の研究によれば、レートリミット処理を単に適用しただけでは、制振トルクが必要以上に抑制される結果、トルク脈動が駆動軸に与える影響を抑制する効果が必要以上に減殺される。例えば、トルク脈動が大きくなる圧縮行程から膨張行程にかけてその影響は大きくなり、圧縮ＴＤＣ（圧縮行程と膨張行程との境界）における指令トルクが、レートリミット処理が実施される前の本来の指令トルクが圧縮ＴＤＣにおいて採るはずであったトルク（本発明では係るトルクが「基準トルク」と定義される）に到達するのが遅れる。本発明に係るハイブリッド車両の制御装置では、このような事態を防止することが出来る。

即ち、本発明に係るハイブリッド車両の制御装置によれば、内燃機関のトルク脈動の影響を緩和するための制振トルクが、調整係数αが乗じられることによって調整される。この調整係数αによる制振トルクの調整は、レートリミット処理による指令トルクの制限作用が発効するタイミングと関連する。好適には、調整係数αは、少なくともレートリミット処理による指令トルクの制限作用が発効し得る程度に、レートリミット処理前の指令トルクにおける制振トルク成分を急変させ得る係数である。

ここで、この調整係数αは、レートリミット処理が実施された指令トルクが基準トルクに到達する時刻が、係る制振トルクの調整がなされない場合と較べて早まるように設定されている。例えば、好適な一形態としては、レートリミット処理による指令トルクの制限作用が、何らの対策も講じられない場合と較べて時間軸上でより早期に発効するように調整係数αが設定される。或いは、レートリミット処理による制限作用を受けた指令トルクの変化速度が、何らの対策も講じられない場合と較べて大きくなるように調整係数αが設定される。

その結果、本発明に係るハイブリッド車両の制御装置によれば、顕著な効能として、膨張行程における指令トルクが、内燃機関のトルク脈動の影響をより緩和し得る側へ変化する。別言すれば、本来のトルク指令値が圧縮ＴＤＣにおいて採るべき基準トルクに、レートリミット処理によるトルク制限作用を受けた指令トルクを早期に到達させることが出来る。従って、レートリミット処理による過電流防止効果を担保しつつ、調整係数αによるこの種の補正がなされない場合と比較して内燃機関の始動時におけるトルク脈動の影響をより効果的に排除することが出来る。

本発明に係るハイブリッド車両の制御装置の一の態様では、前記内燃機関の圧縮行程における時刻ｔにおいて、前記指令トルクの前記基準トルクからの偏差δＴを算出する偏差算出手段と、前記算出された偏差δＴに基づいて、前記時刻ｔにおいて前記指令トルクに前記レートリミット処理による前記指令トルクの制限が作用し始めたと仮定した場合における、前記レートリミット処理が実施された指令トルクが前記基準トルクに到達するまでに要する到達時間ｔ＿ｄｌｙを推定する到達時間推定手段と、前記時刻ｔにおける前記内燃機関の機関回転数ＮＥと前記推定された到達時間ｔ＿ｄｌｙとに基づいて、前記レートリミット処理が実施された指令トルクが前記基準トルクに到達するのに要する前記クランク角の偏差δθｅｓｔを算出する必要偏差算出手段と、前記時刻ｔにおける前記推定されたクランク角の圧縮ＴＤＣに対する偏差δθｃｒｋを算出する現在偏差算出手段と、前記内燃機関が圧縮行程にあり且つ前記算出された必要偏差δθｅｓｔが前記算出された現在偏差δθｃｒｋよりも大きい場合に前記レートリミット処理による前記指令トルクの制限が開始されるように、前記調整係数αを設定する調整係数設定手段とを更に具備する（請求項２）。

この態様によれば、圧縮ＴＤＣにおいて指令トルクが基準トルクに可及的に近付くように、調整係数αによる制振トルクの調整（端的には、レートリミット処理による指令トルク制限作用の発効）が開始されるタイミングが制御される。従って、圧縮ＴＤＣにおいて、制振トルクを基準トルクに少なくとも大略一致させることが出来、制振トルクによって本来的に得られるトルク脈動の影響抑制効果に近い効果を得ることが出来る。

尚、この態様では、前記内燃機関の膨張行程における、前記レートリミット処理が実施されないと仮定した場合の前記指令トルクの最大値に対応する時刻ｔｍａｘ以降の時間領域において、該最大値と前記基準トルクとの偏差に対する、前記時刻ｔｍａｘにおける前記レートリミット処理が実施された指令トルクと前記基準トルクとの偏差の割合を表す調整係数γに基づいて、前記レートリミット処理が実施された指令トルクを減少側に補正する補正手段を更に具備してもよい（請求項３）。

上述した態様では、調整係数αによる制振トルクの調整タイミングが時間軸上で前倒しされることに伴って、膨張行程における指令トルクが、必要以上に大きくなる傾向がある。この場合、回転電機の電力供給源となるバッテリ等の各種蓄電装置の体格が十分に大きくない場合には、当該蓄電装置の電力供給余力の関係上好ましくない。

この態様によれば、膨張行程における、本来の指令トルクの最大トルクに対応する時刻ｔｍａｘ以降の時間領域においては、時刻ｔｍａｘにおける、本来の指令トルクと基準トルクとの偏差に対する、レートリミット処理が実施された指令トルクと基準トルクとの偏差の割合に応じて、レートリミット処理が実施された指令トルクが減少側に補正される。従って、膨張行程終期において、指令トルクが必要以上に大きくなる事態が防止される。その結果、回転電機に電力を供給するバッテリ等の各種電源を効率的に使用することが出来、エネルギ資源を好適に節減することが出来る。

本発明のこのような作用及び他の利得は次に説明する実施形態から明らかにされる。

本発明の第１実施形態に係るハイブリッド車両の構成を概念的に表してなる概略構成図である。 図１のハイブリッド車両におけるハイブリッド駆動装置の構成を概念的に表してなる概略構成図である。 図２のハイブリッド駆動装置に備わるエンジンの一断面構成を例示する模式図である。 図１のハイブリッド車両における始動制御のフローチャートである。 図４の始動制御の流れを図式化してなるブロック図である。 図４の始動制御において決定される調整係数αの特性図である。 図４の始動制御の効果に係り、始動制御の実行過程におけるＭＧ１指令トルクの一時間推移を例示する図である。 本発明の第２実施形態に係る始動制御のフローチャートである。 図８の始動制御における調整係数β決定処理のフローチャートである。 図９の調整係数β決定処理におけるトルク偏差δＴ及びクランク角偏差δθｃｒｋの概念図である。 図９の調整係数β決定処理におけるレートリミット予測マップの概念図である。 図８の始動制御の流れを図式化してなるブロック図である。 図４の始動制御の効果に係り、始動制御の実行過程におけるＭＧ１指令トルクの一時間推移を例示する図である。 本発明の第３実施形態に係る始動制御の効果に係り、始動制御の実行過程におけるＭＧ１指令トルクの一時間推移を例示する図である。 本発明の第３実施形態に係る始動制御のフローチャートである。 図１４の始動制御における調整係数γ決定処理のフローチャートである。 図１４の始動制御における判定処理のフローチャートである。 図１４の始動制御の流れを図式化してなるブロック図である。 図１７のブロック図の一部を更に詳細化したブロック図である。

＜発明の実施形態＞
以下、図面を参照して、本発明の好適な各種実施形態について説明する。
＜第１実施形態＞
＜実施形態の構成＞
始めに、図１を参照し、本発明の第１実施形態に係るハイブリッド車両１の構成について説明する。ここに、図１は、ハイブリッド車両１の構成を概念的に表してなる概略構成図である。

図１において、ハイブリッド車両１は、ＥＣＵ１００、ＰＣＵ（Power Control Unit）１１、バッテリ１２、車速センサ１３及びアクセル開度センサ１４並びにハイブリッド駆動装置１０を備えた、本発明に係る「ハイブリッド車両」の一例である。

ＥＣＵ１００は、ＣＰＵ（Central Processing Unit）、ＲＯＭ（Read Only Memory）及びＲＡＭ等を備え、ハイブリッド車両１の各部の動作を制御可能に構成された電子制御ユニットであり、本発明に係る「ハイブリッド車両の制御装置」の一例である。ＥＣＵ１００は、ＲＯＭに格納された制御プログラムに従って、後述する始動制御を始めとする各種制御を実行可能に構成されている。

ＰＣＵ１１は、バッテリ１２から取り出した直流電力を交流電力に変換して後述するモータジェネレータＭＧ１及びモータジェネレータＭＧ２に供給すると共に、モータジェネレータＭＧ１及びモータジェネレータＭＧ２によって発電された交流電力を直流電力に変換してバッテリ１２に供給可能に構成された不図示のインバータを含み、バッテリ１２と各モータジェネレータとの間の電力の入出力を、或いは各モータジェネレータ相互間の電力の入出力（即ち、この場合、バッテリ１２を介さずに各モータジェネレータ相互間で電力の授受が行われる）を制御可能に構成された制御ユニットである。ＰＣＵ１１は、ＥＣＵ１００と電気的に接続されており、ＥＣＵ１００によってその動作が制御される構成となっている。

バッテリ１２は、モータジェネレータＭＧ１及びモータジェネレータＭＧ２を力行するための電力に係る電力供給源として機能する充電可能な蓄電手段である。バッテリ１２は、出力電圧数Ｖの単位二次電池セルが数百個単位で直列に接続された構成を有している。

車速センサ１３は、ハイブリッド車両１の車速Ｖを検出可能に構成されたセンサである。車速センサ１３は、ＥＣＵ１００と電気的に接続されており、検出された車速Ｖは、ＥＣＵ１００によって一定又は不定の周期で参照される構成となっている。

アクセル開度センサ１４は、ハイブリッド車両１の図示せぬアクセルペダルの操作量たるアクセル開度Ｔａを検出可能に構成されたセンサである。アクセル開度センサ１４は、ＥＣＵ１００と電気的に接続されており、検出されたアクセル開度Ｔａは、ＥＣＵ１００によって一定又は不定の周期で参照される構成となっている。

ハイブリッド駆動装置１０は、ハイブリッド車両１のパワートレインとして機能する動力ユニットである。ここで、図２を参照し、ハイブリッド駆動装置１０の詳細な構成について説明する。ここに、図２は、ハイブリッド駆動装置１０の構成を概念的に表してなる概略構成図である。尚、同図において、図１と重複する箇所には同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。

図２において、ハイブリッド駆動装置１０は、エンジン２００、動力分割機構３００、モータジェネレータＭＧ１（以下、適宜「ＭＧ１」と略称する）、モータジェネレータＭＧ２（以下、適宜「ＭＧ２」と略称する）、ブレーキ機構４００及び減速機構５００を備える。

エンジン２００は、本発明に係る「内燃機関」の一例たるガソリンエンジンであり、ハイブリッド車両１の主たる動力源として機能するように構成されている。ここで、図３を参照し、エンジン２００の詳細な構成について説明する。ここに、図３は、エンジン２００の一断面構成を例示する模式図である。尚、同図において、図１及び図２と重複する箇所には同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。尚、本発明における「内燃機関」とは、燃料の燃焼に伴う熱エネルギを運動エネルギに変化して取り出し可能な機関を包括する概念である。係る概念を満たす限りにおいて、本発明に係る内燃機関の構成は、エンジン２００のものに限定されず各種の態様を有してよい。

図３において、エンジン２００は、気筒２０１内において燃焼室に点火プラグ（符号省略）の一部が露出してなる点火装置２０２による点火動作を介して混合気を燃焼せしめると共に、係る燃焼に伴う熱エネルギによるピストン２０３の往復運動を、コネクティングロッド２０４を介して、機関出力軸たるクランク軸２０５の回転運動に変換することが可能に構成されている。

クランク軸２０５近傍には、クランク軸２０５の回転位置たるクランク角θｃｒｋを検出可能なクランクポジションセンサ２０６が設置されている。このクランクポジションセンサ２０６は、ＥＣＵ１００（不図示）と電気的に接続されており、ＥＣＵ１００は、検出されるクランク角θｃｒｋを各種動作制御に利用することが出来る。

エンジン２００において、外部から吸入された空気は吸気管２０７を通過し、吸気ポート２１０を介して吸気バルブ２１１の開弁時に気筒２０１内部へ導かれる。一方、吸気ポート２１０には、インジェクタ２１２の燃料噴射弁が露出しており、吸気ポート２１０に対し燃料を噴射することが可能な構成となっている。インジェクタ２１２から噴射された燃料は、吸気バルブ２１１の開弁時期に前後して吸入空気と混合され、上述した混合気となる。

燃料は、図示せぬ燃料タンクに貯留されており、図示せぬフィードポンプの作用により、図示せぬデリバリパイプを介してインジェクタ２１２に供給される構成となっている。気筒２０１内部で燃焼した混合気は排気となり、吸気バルブ２１１の開閉に連動して開閉する排気バルブ２１３の開弁時に排気ポート２１４を介して排気管２１５に導かれる。

一方、吸気管２０７における、吸気ポート２１０の上流側には、図示せぬクリーナを経て導かれた吸入空気に係る吸入空気量を調節するスロットルバルブ２０８が配設されている。このスロットルバルブ２０８は、ＥＣＵ１００と電気的に接続されたスロットルバルブモータ２０９によってその駆動状態が制御される構成となっている。尚、ＥＣＵ１００は、基本的には不図示のアクセルペダルの開度（即ち、上述したアクセル開度Ｔａ）に応じたスロットル開度が得られるようにスロットルバルブモータ２０９を制御するが、スロットルバルブモータ２０９の動作制御を介してドライバの意思を介在させることなくスロットル開度を調整することも可能である。即ち、スロットルバルブ２０８は、一種の電子制御式スロットルバルブとして構成されている。

排気管２１５には、三元触媒２１６が設置されている。三元触媒２１６は、エンジン２００から排出されるＣＯ（一酸化炭素）、ＨＣ（炭化水素）、及びＮＯｘ（窒素酸化物）を夫々浄化することが可能に構成されている。

排気管２１５には、エンジン２００の排気空燃比を検出可能に構成された空燃比センサ２１７が設置されている。更に、気筒２０１を収容するシリンダブロックに設置されたウォータージャケットには、エンジン２００を冷却するために循環供給される冷却水（ＬＬＣ）に係る冷却水温を検出するための水温センサ２１８が配設されている。これら空燃比センサ２１７及び水温センサ２１８は、夫々ＥＣＵ１００と電気的に接続されており、検出された空燃比及び冷却水温は、夫々ＥＣＵ１００により一定又は不定の検出周期で把握される構成となっている。

図２に戻り、モータジェネレータＭＧ１は、本発明に係る「回転電機」の一例たる電動発電機であり、電気エネルギを運動エネルギに変換する力行機能と、運動エネルギを電気エネルギに変換する回生機能とを備えた構成となっている。モータジェネレータＭＧ２は、電動発電機であり、モータジェネレータＭＧ１と同様に、電気エネルギを運動エネルギに変換する力行機能と、運動エネルギを電気エネルギに変換する回生機能とを備えた構成となっている。尚、モータジェネレータＭＧ１及びＭＧ２は、例えば同期電動発電機として構成され、例えば外周面に複数個の永久磁石を有するロータと、回転磁界を形成する三相コイルが巻回されたステータとを備える構成を有していてもよいし、他の構成を有していてもよい。

動力分割機構３００は、中心部に設けられたサンギア３０３と、サンギア３０３の外周に同心円状に設けられたリングギア３０１と、サンギア３０３とリングギア３０１との間に配置されてサンギア３０３の外周を自転しつつ公転する複数のピニオンギア３０５と、これら各ピニオンギアの回転軸を軸支するプラネタリキャリア３０６とを備えた遊星歯車機構である。

サンギア３０３は、サンギア軸３０４を介してＭＧ１のロータ（符合は省略）に結合されており、その回転速度はＭＧ１の回転速度と等価である。また、リングギア３０１は、駆動軸３０２及び減速機構５００を介してＭＧ２の不図示のロータに結合されており、その回転速度はＭＧ２の回転速度と等価である。更に、プラネタリキャリア３０６は、エンジン２００のクランク軸２０５に、不図示のトーショナルダンパを介して結合されており、その回転速度はエンジン２００の機関回転数ＮＥと等価である。

一方、駆動軸３０２は、ハイブリッド車両の駆動輪たる右前輪ＦＲ及び左前輪ＦＬを夫々駆動するドライブシャフトＳＦＲ及びＳＦＬと、デファレンシャル等各種減速ギアを含む減速装置としての減速機構５００を介して連結されている。従って、モータジェネレータＭＧ２から駆動軸３０２に出力されるモータトルクは、減速機構５００を介して各ドライブシャフトへと伝達され、同様に各ドライブシャフトを介して伝達される各駆動輪からの駆動力は、減速機構５００及び駆動軸３０２を介してモータジェネレータＭＧ２に入力される。即ち、モータジェネレータＭＧ２の回転速度は、ハイブリッド車両１の車速Ｖと一義的な関係にある。

動力分割機構３００は、係る構成の下で、エンジン２００が発する動力を、プラネタリキャリア３０６とピニオンギア３０５とによってサンギア３０３及びリングギア３０１に所定の比率（各ギア相互間のギア比に応じた比率）で分配し、エンジン２００の動力を２系統に分割することが可能となっている。

ブレーキ機構４００は、一方のブレーキ板がサンギア３０３に連結され、他方のブレーキ板が物理的に固定された構成を有するブレーキ装置である。ブレーキ機構４００は、不図示の油圧駆動装置と接続されており、当該油圧駆動装置からの油圧の供給によりサンギア側のブレーキ板が固定側のブレーキ板に押圧され、サンギア３０３の状態を、回転不能のロック状態と回転可能な非ロック状態との間で選択的に切り替え可能に構成されている。尚、ブレーキ機構４００の油圧駆動装置は、ＥＣＵ１００と電気的に接続されており、ＥＣＵ１００によりその動作が上位に制御される構成となっている。

＜実施形態の動作＞
ハイブリッド車両１では、エンジン２００の始動要求が生じた場合に、モータジェネレータＭＧ１からクランキングトルクＴｃｒｋが供給されることによりエンジン２００がクランキングされる。この際、エンジン２００のトルク脈動の影響を緩和するために、モータジェネレータＭＧ１から制振トルクＴｖｓが供給される。このクランキングトルクＴｃｒｋと制振トルクＴｖｓとが加算されたトルク値は、本発明に係る「指令トルク」の一例である基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ（実施形態に応じて適宜識別符号が更に付帯し得る）となる。この基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂにレートリミット処理が実施された出力値は、本発明に係る「レートリミット処理が実施された指令トルク」の一例であるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃ（実施形態に応じて適宜識別符号が更に付帯し得る）となる。これらは、ＥＣＵ１００が実行する始動制御により決定される。尚、ＭＧ１指令トルクが決定されてからのＭＧ１の制御については、公知のものを適用することが出来るため、ここでは説明の煩雑化を防ぐ目的から省略することとする。以下に、始動制御の詳細について説明する。

始めに、図４を参照し、始動制御の流れについて説明する。ここに、図４は、始動制御のフローチャートである。尚、図４における各ステップの詳細については、適宜他の図面を参照する形で後述することとし、ここでは、大略的な流れについてまず説明することとする。また、始動制御は、ＥＣＵ１００がより上位で実行するハイブリッド車両１の動作制御における一サブルーチンであるとする。

図４において、ＥＣＵ１００は、クランク角θｃｒｋを取得する（ステップＳ１１０）。クランク角θｃｒｋは、クランクポジションセンサ２０６により検出されており、ＥＣＵ１００は、常にクランク角θｃｒｋを把握することが出来る。

クランク角θｃｒｋが取得されると、処理は二系統に分岐する。一方において、ＥＣＵ１００は、調整係数αを決定する（ステップＳ１２０）。また他方において、ＥＣＵ１００はエンジン２００の機関トルクＴｅを推定し（ステップＳ１３０）、下記（１）式に従って、基本制振トルクＴｖｓｂを算出する（ステップＳ１４０）。尚、式中のＧｖｓは制振トルクゲイン、Ｋは制振トルク調整係数である。

Ｔｖｓｂ＝Ｔｅ×Ｇｖｓ×Ｋ・・・（１）
調整係数α及び基本制振トルクＴｖｓｂが決まると、ＥＣＵ１００は、下記（２）式に従って制振トルクＴｖｓ１を決定する（ステップＳ１５０）。

Ｔｖｓ１＝Ｔｖｓｂ×α・・・（２）
制振トルクＴｖｓ１を算出すると、ＥＣＵ１００は、下記（３）式に従って基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１を算出する（ステップＳ１６０）。

Ｔｍｇ１ｃｂ１＝Ｔｃｒｋ＋Ｔｖｓ１・・・（３）
基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１を算出すると、ＥＣＵ１００はこれらにレートリミット処理を実施し、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１をレートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１ｒｌに変換する（ステップＳ１７０）。そして、このレートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１ｒｌをＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃとして決定する（ステップＳ１８０）。ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが決定されると、始動制御は終了する。尚、先述したように始動制御は、一種のサブルーチンであるから、上位の制御において然るべき条件が満たされた場合には再びステップＳ１１０から実行される。即ち、実質的には、ステップＳ１８０が終了すると処理がステップＳ１１０へ戻される。

ここで、図５を参照し、始動制御の処理フローをより視覚的に分かり易く説明する。ここに、図５は、図４の始動制御の流れを図式化してなるブロック図である。尚、同図において、図４のステップと重複する箇所には、当該ステップに係るステップ番号と同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。

図５において、調整係数αは、予めＲＯＭに格納された調整係数マップを参照して決定される。ここで、図６を参照して、調整係数マップについて説明する。ここに、図６は、調整係数マップにより規定される調整係数αの特性を説明する図である。

図６において、調整係数αは、クランク角θｃｒｋが設定値θ１から圧縮ＴＤＣに至る範囲にある場合に、「０．０」となり、それ以外では「１．０」である。尚、調整係数αが「１．０」である場合とは、上記（２）式を参酌すれば、制振トルクＴｖｓ１が基本制振トルクＴｖｓ１ｂと一致することを意味する。また、調整係数αが「０．０」である場合とは、上記（３）式を参酌すれば、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１がクランキングトルクＴｃｒｋに一致することを意味する。尚、設定値θ１は、予め実験的に、エンジン２００のトルク脈動に応じた脈動波形を有する基本制振トルクＴｖｓｂが、圧縮行程において上昇側に変化し始めるクランク角に決定されている。

図５に戻り、機関トルクＴｅは、ＲＯＭに予め格納されたトルク脈動マップを参照して決定される。トルク脈動マップは、クランク角θｃｒｋと機関トルクＴｅとの関係を規定するマップであり、ＥＣＵ１００は、トルク脈動マップを参照することにより、一のクランク角θｃｒｋに対して一の機関トルクＴｅを決定することが出来る。

一方、制振トルクゲインＧｖｓは、予めＲＯＭに格納されたゲインマップを参照して決定される。ゲインマップは、機関回転数ＮＥと制振トルクゲインＧｖｓとの関係を規定するマップであり、ＥＣＵ１００は、ゲインマップを参照することにより、一の機関回転数ＮＥに対して一の制振トルクゲインＧｖｓを決定することが出来る。尚、制振トルク調整係数Ｋは、予め実験的に適合された補正係数である。

ここで、エンジン２００のトルク脈動が駆動軸３０２へ伝達されることを防止するためには、クランク軸２０５とプラネタリキャリア３０６とを繋ぐトーショナルダンパの捩れをモータジェネレータＭＧ１からの制振トルクにより相殺すればよい。係る観点から、このモータジェネレータＭＧ１、エンジン２００及びトーショナルダンパを含む共振系について公知の運動方程式を解くと、ＭＧ１から供給すべき制振トルクは、脈動するエンジン２００の機関トルクＴｅと位相が等しく振幅が異なるトルクであることが分かる。従って、振幅の調整機能を制振トルクゲインＧｖｓ及び制振トルク調整係数Ｋに持たせることにより、上記（１）式に基づいて基本制振トルクＴｖｓｂを決定することが出来る。

本実施形態に係るレートリミット処理は、一種のＬＰＦ処理であり、入力側の指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１の波形の高周波成分は、時間軸上で緩慢化されて（なまされて）出力される。尚、その入力信号の減衰特性（時定数等）は、予めＲＯＭに記憶されている。

ここで、図７を参照し、本実施形態に係る始動制御の効果について説明する。ここに、図７は、始動制御の実行過程におけるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの一時間推移を例示する図である。

図７において、縦軸にはＭＧ１トルクＴｍｇ１が、横軸には時刻が夫々表されている。

図７には、三種類の波形が描かれており、実線は本実施形態に係る始動制御により得られるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃ（即ち、レートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１ｒｌ）の時間推移、破線は本実施形態に係る始動制御における基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１の時間推移を表す。また、鎖線は、本実施形態との比較に供すべき比較例に係り、調整係数αによる制振トルクＴｖｓの調整が行われない場合のＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃｃｍｐの時間推移を表す。

本実施形態に係る始動制御によれば、調整係数αが「０．０」となる期間において、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１は、基準トルクＴ０まで急激に上昇する。基準トルクＴ０は、本発明に係る「基準トルク」の一例であり、圧縮ＴＤＣにおいて、本来モータジェネレータＭＧ１から出力されるべきトルクである。尚、調整係数αが「０．０」となる期間とは、クランク角θｃｒｋが上述した設定値θ１から圧縮ＴＤＣに至る期間であり、時間軸上では図示時刻ｔ０からｔ１に至る期間である。

調整係数αにより基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１がステップ的に基準トルクＴ０まで引き上げられることに伴い、この基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１には、時刻ｔ０においてレートリミット処理によるトルク制限作用が開始される。その結果、図示破線の波形に対して時間的になまされた図示実線の波形に従ってＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが変化し、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが圧縮ＴＤＣにおいて本来採るべき基準トルクＴ０に到達する時刻はｔａとなる。

一方、比較例に係る鎖線の波形を見ると、調整係数αによる制振トルクＴｖｓの調整がなされないことから、時刻ｔ０以降も、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１の波形は脈動波系である（不図示）。このため、レートリミット処理によるトルク制限作用は受けるものの、主としてその立ち上がりが本実施形態と較べて緩慢となる。その結果、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが圧縮ＴＤＣにおいて採るべき基準トルクＴ０に到達する時刻はｔａよりも遅れたｔｂとなる。

エンジン２００のトルク脈動が駆動軸３０２に与える影響を相殺するためには、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが膨張行程において基準トルクＴ０未満となる時間は短い程よいが、比較例では、図示ハッチング表示された比較的広範な領域においてＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃは基準トルクＴ０未満であり、その結果、その領域が十分に小さい本実施形態と較べて、トルク脈動の影響がより大きく顕在化する。即ち、本実施形態に係る始動制御によれば、調整係数αによりレートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ１ｒｌの立ち上がりを鋭敏化することによって、過電流の発生を防止しつつ、トルク脈動による物理振動の影響を的確に排除することが出来る。

尚、本実施形態では調製係数αが「０．０」と「１．０」との間でステップ状に変化する構成となっている。しかしながら、調整係数による制振トルクＴｖｓの調整がなされない場合と較べてレートリミット処理によるトルク制限作用がより早期に又はより鋭敏に生じ得る限りにおいて、調整係数αの採り得る態様が多様性を有することは言うまでもない。例えば、調整係数αは、ステップ状ではなく、「１．０」から「０．０」まで有限な傾きをもって線形的に変化してもよい。或いは二次関数的に変化してもよい。

＜第２実施形態＞
第１実施形態では、調整係数αの効果が明確とされたが、その一方で、圧縮ＴＤＣにおけるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃは、基準トルクＴ０に必ずしも一致しない。特に大排気量のエンジンを搭載する構成においては、制振トルクＴｖｓの振幅が相対的に大きくなるため、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの基準トルクＴ０からのズレ、即ち、膨張行程においてＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが基準トルクＴ０未満となる時間領域が大きくなり、振動抑制効果が相対的に低下する。そこで、圧縮ＴＤＣにおいてＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃをより基準トルクＴ０に近付け得る、望ましくは基準トルクＴ０とし得る、本発明の第２実施形態に係る始動制御について説明する。

始めに、図８を参照し、第２実施形態に係る始動制御の流れについて説明する。ここに、図８は、始動制御のフローチャートである。尚、同図において、図４と重複する箇所には同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。また、図８における各ステップの詳細については、適宜他の図面を参照する形で後述することとし、ここでは、大略的な流れについてまず説明することとする。

図８において、クランク角θｃｒｋを取得すると（ステップＳ１１０）、ＥＣＵ１００は基本制振トルクＴｖｓｂを算出する処理を実行する傍ら、サブルーチンとしての調整係数β決定処理を実行する（ステップＳ２００）。尚、調整係数β決定処理については後に図９を参照する形で詳述する。

調整係数β及び基本制振トルクＴｖｓｂが決まると、ＥＣＵ１００は、下記（４）式に従って制振トルクＴｖｓ２を決定する（ステップＳ１５１）。

Ｔｖｓ２＝Ｔｖｓｂ×β・・・（４）
制振トルクＴｖｓ２を算出すると、ＥＣＵ１００は、下記（５）式に従って基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２を算出する（ステップＳ１６１）。

Ｔｍｇ１ｃｂ２＝Ｔｃｒｋ＋Ｔｖｓ２・・・（５）
基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２を算出すると、ＥＣＵ１００はこれらにレートリミット処理を実施し、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２をレートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌに変換する（ステップＳ１７１）。そして、このレートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌをＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃとして決定する（ステップＳ１８１）。ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが決定されると、始動制御は終了する。即ち、第２実施形態に係る始動制御は、第１実施形態に係る調整係数αが調整係数β決定処理において決定される調整係数βに置き換わったものである。

ここで、図９を参照し、調整係数β決定処理について説明する。ここに、図９は、調整係数β決定処理のフローチャートである。

図９において、始めに、圧縮行程であるか否かが判定される（ステップＳ２１０）。圧縮行程でない場合（ステップＳ２１０：ＮＯ）、ＥＣＵ１００は、調整係数βを「１．０」に決定し（ステップＳ２９０）、調整係数β決定処理を終了する。尚、調整係数βが「１．０」に決定される場合とは、第１実施形態に係る調整係数αを参酌すれば、制振トルクＴｖｓの調整が禁止されることを意味する。

一方、圧縮行程である場合（ステップＳ２１０：ＹＥＳ）、ＥＣＵ１００は、トルク偏差δＴを算出する（ステップＳ２２０）。

ここで、図１０を参照し、トルク偏差δＴについて説明する。ここに、図１０は、トルク偏差δＴ及び後述する偏差Δθｃｒｋの概念図である。

図１０において、上段がトルク偏差δＴの概念を説明する図である。トルク偏差δＴとは、調整係数による制振トルクＴｖｓの調整がなされない場合の基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂにおける、現在時刻ｔ（本発明に係る「圧縮行程における時刻ｔ」の一例）のトルク値と基準トルクＴ０との偏差に相当するトルクである。

図９に戻り、トルク偏差δＴを算出すると、ＥＣＵ１００は、ＲＯＭに格納されたレートリミット予測マップを参照して、到達時間ｔ＿ｄｌｙを決定する（ステップＳ２３０）。到達時間ｔ＿ｄｌｙは、時刻ｔにおいてレートリミット処理によるトルク制限作用が開始されたと仮定した場合における、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが基準トルクＴ０に到達するまでの時間である。

ここで、図１１を参照し、レートリミット予測マップについて説明する。ここに、図１１は、レートリミット予測マップの概念図である。

図１１において、縦軸にＭＧ１トルクＴｍｇ１が、横軸に時刻が表される。

上述したように、レートリミット処理は、先に述べたように一種のフィルタ処理であるから、入力信号に対するフィルタ特性（例えば、時定数）は予め既知である。そのため、ある時刻においてゼロトルクからトルク偏差δＴに相当するステップ入力が与えられた場合において、レートリミット処理によるトルク制限により実際にＭＧ１トルクＴｍｇ１がトルク偏差δＴに相当するトルク値に到達する時刻は、計算により求めることが出来る。レートリミット予測マップには、このような入力トルクとレートリミット処理の出力値との関係が記述されており、ＥＣＵ１００は、レートリミット予測マップを参照することにより、トルク偏差δＴに応じた到達時間ｔ＿ｄｌｙを決定することが出来る。

図９に戻り、ＥＣＵ１００は、機関回転数ＮＥを取得し（ステップＳ２４０）、この取得した機関回転数ＮＥと、ステップＳ２３０で決定された到達時刻ｔ＿ｄｌｙとに基づいてクランク角θｃｒｋの偏差δθｅｓｔを算出する（ステップＳ２５０）。偏差δθｅｓｔは、到達時間ｔ＿ｄｌｙをクランク角に単位変換した値であり、機関回転数ＮＥと到達時間ｔ＿ｄｌｙとの乗算結果に基づいて算出することが出来る。

偏差δθｅｓｔが算出されると、ＥＣＵ１００はクランク角θｃｒｋの偏差δθｃｒｋを算出する（ステップＳ２６０）。ここで、再び図１０を参照し、偏差δθｃｒｋについて説明する。偏差δθｃｒｋは、図１０の下段の図により説明される。即ち、偏差δθｃｒｋは、時刻ｔにおけるクランク角と圧縮ＴＤＣ（図では１８０°ＣＡ）との差に相当するクランク角である。尚、本実施形態は、エンジン２００として、図３において紙面奥行き方向に４本の気筒２０１が配列してなる直列４気筒エンジンを想定している。但し、本発明に係る内燃機関の採り得る態様は本実施形態のものに限定されない。

偏差δθｅｓｔと偏差δθｃｒｋとが求まると、ＥＣＵ１００は、偏差δθｅｓｔが偏差δθｃｒｋ以上であるか否かを判定する（ステップＳ２７０）。偏差δθｅｓｔが偏差δθｃｒｋ未満であれば（ステップＳ２７０：ＮＯ）、先述したステップＳ２９０が実行され、偏差δθｅｓｔが偏差δθｃｒｋ以上である場合には（ステップＳ２７０：ＹＥＳ）、調整係数βが「０．０」に設定される（ステップＳ２８０）。調整係数β設定処理はこのように実行される。

ここで、図１２を参照し、第２実施形態に係る始動制御の処理フローをより視覚的に分かり易く説明する。ここに、図１２は、図８の始動制御の流れを図式化してなるブロック図である。尚、同図において、図８のステップと重複する箇所には、当該ステップに係るステップ番号と同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。

図１２と先に説明した図５とを比較すれば明らかなように、第２実施形態に係る始動制御では、調整係数αの代わりに調整係数βが使用される点のみにおいて第１実施形態に係る始動制御と異なっている（ステップ番号は、調整係数が異なるため異なっている）。ここで、調整係数βは、値として「１．０」又は「０．０」を採り、採り得る値としては調整係数αと同じである。即ち、調整係数βは、制振トルクＴｖｓ２の演算ステップに使用されるタイミングが第１実施形態と異なるだけで、その作用は調整係数αと同じである。

ここで、図１３を参照し、本実施形態に係る始動制御の効果について説明する。ここに、図１３は、始動制御の実行過程におけるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの一時間推移を例示する図である。尚、同図において、図７と重複する箇所には同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。

図１３には、三種類の波形が描かれており、実線は本実施形態に係る始動制御により得られるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃ（即ち、レートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌ）の時間推移、破線は本実施形態に係る始動制御における基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２の時間推移を表す。また、鎖線は、本実施形態との比較に供すべき比較例に係り、調整係数αによる制振トルクＴｖｓの調整が行われない場合のＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃｃｍｐの時間推移を表す。

本実施形態に係る始動制御によれば、調整係数βが「０．０」となる期間において、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２は、基準トルクＴ０まで急激に上昇した後基準トルクＴ０に維持される。尚、調整係数βが「０．０」となる期間とは、先述したように、圧縮行程において偏差δθｅｓｔが偏差δθｃｒｋ以上である場合であり、即ち、レートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌが圧縮ＴＤＣ以降において基準トルクＴ０に到達すると予測される期間である。

調整係数βにより基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２がステップ的に基準トルクＴ０まで引き上げられることに伴い、この基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２には、図示時刻ｔ０’においてレートリミット処理によるトルク制限作用が開始される。その結果、図示破線の波形に対して時間的になまされた図示実線の波形に従ってＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが変化し、理想的には、即ち、偏差δθｅｓｔが偏差δθｃｒｋと等しくなったタイミングで調整係数βが「０．０」に設定された場合には、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが圧縮ＴＤＣにおいて本来採るべき基準トルクＴ０に到達する時刻は、圧縮ＴＤＣに相当する時刻ｔ１と一致する。

このように、本実施形態に係る始動制御によれば、調整係数αとして実質的に調整がなされることを意味する「０．０」なる値が選択されるタイミングが最適化された調整係数βにより、レートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌの立ち上がりタイミングを最適化し、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃを圧縮ＴＤＣにおいて本来採るべき基準トルクＴ０に高精度に一致させることが出来る。従って、過電流の発生を防止しつつ、トルク脈動による物理振動の影響を極めて良好に排除することが出来る。

＜第３実施形態＞
第１及び第２実施形態では、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの膨張行程における時間推移については成り行きで決まっていた。しかしながら、調整係数βにより制振トルクＴｖｓを早期に調整（即ち、β＝０．０に設定）することによって、膨張行程におけるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１は相対的に大きくなる。一方、モータジェネレータＭＧ１の電源として機能するバッテリ１２の体格は様々であり、比較的電力余力の無いバッテリが搭載される場合等においては、膨張行程におけるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの振る舞いを考慮する必要がある。第３実施形態では、このような趣旨に基づいた始動制御について説明する。

始めに、図１４を参照し、本実施形態に係る始動制御の効果について説明する。ここに、図１４は、始動制御の実行過程におけるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの一時間推移を例示する図である。尚、同図において、図１３と重複する箇所には同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。

図１３には、二種類の波形が描かれており、実線は本実施形態に係る始動制御により得られるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの時間推移、破線は調整係数β（又はα）による制振トルクＴｖｓの調整がなされない基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂの時間推移を表す。尚、破線により表される基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂは、少なくとも膨張行程においては、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２と同等である。

本実施形態に係る始動制御によれば、膨張行程における時間領域が区間Ａと区間Ｂとに分けられる。区間Ａとは、圧縮ＴＤＣに相当する時刻ｔ１から、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂが最大値に達する時刻ｔ２までの時間領域であり、区間Ｂは、時刻ｔ２から膨張行程の終了時刻ｔ３（膨張ＢＤＣに相当する時刻）までの時間領域である。

ここで、本実施形態に係る始動制御によれば、時刻ｔ２以降の区間Ｂにおいて、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃが後述する態様によって減少補正される。その結果、この種の減少補正がなされない場合と較べて、膨張行程において採り得るＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの最大値が、図示するようにΔＴｍｇ１だけ減少する。即ち、ΔＴｍｇ１の分だけ、電力消費を節減することが出来る。

以下に、この始動制御の詳細について説明する。

始めに、図１５を参照し、第３実施形態に係る始動制御の流れについて説明する。ここに、図１５は、始動制御のフローチャートである。尚、同図において、図８と重複する箇所には同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。また、図１５における各ステップの詳細については、適宜他の図面を参照する形で後述することとし、ここでは、大略的な流れについてまず説明することとする。

図１５において、クランク角θｃｒｋを取得してから、ステップＳ１７１においてレートリミット処理が実施されるまでの流れは、第２実施形態と同等である。一方、本実施形態では、ステップＳ１７１が実行されると、調整係数γ決定処理が実行される（ステップＳ３００）。

ここで、図１６を参照し、調整係数γ決定処理について説明する。ここに、図１６は、調整係数γ決定処理のフローチャートである。

図１６において、ＥＣＵ１００は、基準トルクＴ０を取得する（ステップＳ３１０）。次に、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２を取得する（ステップＳ３２０）。

次に、ＥＣＵ１００は、下記（６）式に従って処理前トルク偏差ΔＴｂｅｆを算出する（Ｓ３３０）。

ΔＴｂｅｆ＝Ｔｍｇ１ｃｂ２−Ｔ０・・・（６）
また、ＥＣＵ１００は、下記（７）式に従って処理後トルク偏差ΔＴａｆｔを算出する（Ｓ３４０）。

ΔＴａｆｔ＝Ｔｍｇ１ｃｂ２ｒｌ−Ｔ０・・・（７）
ここで、ステップＳ３３０及びＳ３４０においては、クランク角θｃｒｋに基づいて、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２及びＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌの最大値（図１４の時刻ｔ２における値）が使用される。

処理前トルク偏差ΔＴｂｅｆ及び処理後トルク偏差ΔＴａｆｔが算出されると、これら算出された値に基づいて、下記（８）式に従って調整係数γが決定される（ステップＳ３５０）。調整係数γ決定処理は以上のように実行される。

γ＝ΔＴａｆｔ／ΔＴｂｅｆ・・・（８）
上記（８）式から明らかなように、調整係数γは、レートリミット処理前後におけるＭＧ１指令トルクの最大値の比率である。

図１５に戻り、調整係数γが決定されると、下記（９）式に従って制振トルクＴｖｓ３が算出される（ステップＳ１５２）。

Ｔｖｓ３＝Ｔｖｓ２×γ・・・（９）
続いて、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ３が、下記（１０）式に従って決定される（ステップＳ１６２）。

Ｔｍｇ１ｃｂ３＝Ｔｃｒｋ＋Ｔｖｓ３・・・（１０）
基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ３が算出されると、判定処理が実行される（ステップＳ４００）。ここで、図１７を参照し、判定処理について説明する。ここに、図１７は、判定処理のフローチャートである。

図１７において、ＥＣＵ１００は、クランク角θｃｒｋを取得する（ステップＳ４１０）。次に、ＥＣＵ１００は、この取得されたクランク角θｃｒｋが、上述した区間Ｂ内のクランク角であるか否かを判定する（ステップＳ４２０）。

クランク角θｃｒｋが区間Ｂ内の値である場合（ステップＳ４２０：ＹＥＳ）、ＥＣＵ１００は、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃとして基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ３を選択する（ステップＳ４３０）。一方、クランク角θｃｒｋが区間Ｂでない場合（ステップＳ４２０：ＮＯ）、ＥＣＵ１００は、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃとしてレートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌを選択する（ステップＳ４４０）。ＭＧ１指令トルクとして一方が選択されると、判定処理が終了する。

図１５に戻り、判定処理が終了すると、ＥＣＵ１００は、判定処理により選択された一方のトルクをＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃとして決定する（ステップＳ１８２）。第３実施形態に係る始動制御は以上のように実行される。

ここで、図１８を参照し、第３実施形態に係る始動制御の処理フローをより視覚的に分かり易く説明する。ここに、図１８は、図１５の始動制御の流れを図式化してなるブロック図である。尚、同図において、図１５のステップと重複する箇所には、当該ステップに係るステップ番号と同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。

図１８に示すように、第３実施形態では、第２実施形態に係る処理ブロックに対して、調整処理に関する部分（ステップ番号で言えば、３００、１５２、１６２）、判定処理に関する部分（同じく４００）及び最終的にＭＧ１指令トルクを選択する部分（１８２）を追加した構成を有する。

ここで、調整処理に関する部分について、図１９を参照して更に説明する。ここに、図１９は、調整処理に関するブロック図である。尚、同図において、図１５のステップと重複する箇所には、当該ステップに係るステップ番号と同一の符号を付してその説明を適宜省略することとする。

図１９において、調整係数γ算出ブロック３００に、制振トルクＴｖｓ２とクランキングトルクＴｃｒｋとが加算された基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２と、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌと、クランク角θｃｒｋとが入力され、基準トルクＴ０が別途参照される形で調整係数γが算出される。この調整係数γと制振トルクＴｖｓ２とにより制振トルクＴｖｓ３が算出され、クランキングトルクＴｃｒｋと加算されることにより、基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ３が算出される。

ここで、図１４に戻り、第３実施形態によれば、時刻ｔ２以降の区間ＢにおけるＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃの波形が、基本波形である基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２（図ではＴｍｇ１ｃｂとなっているが、膨張行程では調整係数が作用しないので両者は等しい）を、レートリミット処理後指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２ｒｌの最大値と当該基本指令トルクＴｍｇ１ｃｂ２の最大値との比率に応じて縮小化した波形とされる。即ち、時刻ｔ２以降において、ＭＧ１指令トルクＴｍｇ１ｃを減少させることができ、バッテリ１２の電力資源を節減することが出来るのである。

本発明は、上述した実施形態に限られるものではなく、請求の範囲及び明細書全体から読み取れる発明の要旨或いは思想に反しない範囲で適宜変更可能であり、そのような変更を伴うハイブリッド車両の制御装置もまた本発明の技術的範囲に含まれるものである。

１…ハイブリッド車両、１０…ハイブリッド駆動装置。１００…ＥＣＵ、２００…エンジン、２０１…気筒、２０３…ピストン、２０５…クランク軸、３００…動力分割機構、ＭＧ１…モータジェネレータ、ＭＧ２…モータジェネレータ、４００…ブレーキ機構、５００…減速機構。

Claims (3)

1. 内燃機関及び回転電機を動力源として備え、該回転電機から供給されるクランキングトルクにより前記内燃機関を始動させることが可能なハイブリッド車両を制御する、ハイブリッド車両の制御装置であって、
   前記内燃機関の始動時に前記内燃機関のクランク角を推定するクランク角推定手段と、
   前記推定されたクランク角に基づいて前記回転電機から供給すべき制振トルクを算出する制振トルク算出手段と、
   所定の調整係数αを乗じることによって前記算出された制振トルクを調整する調整手段と、
   前記調整された制振トルクと前記クランキングトルクとの和である前記回転電機の指令トルクに対し、前記回転電機の駆動電流が増加する方向への前記指令トルクの変化を制限するレートリミット処理を実施するレートリミット処理手段と、
   前記レートリミット処理が実施された指令トルクに従って前記回転電機を制御する始動制御手段と
   を具備し、
   前記調整係数αは、前記レートリミット処理が実施された指令トルクが予め前記内燃機関の圧縮ＴＤＣに相当する時刻において到達すべきものとして定められた基準トルクに到達する時刻が、前記制振トルクの調整がなされない場合と較べて早まるように設定されている
   ことを特徴とするハイブリッド車両の制御装置。
2. 前記内燃機関の圧縮行程における時刻ｔにおいて、前記指令トルクの前記基準トルクからの偏差δＴを算出する偏差算出手段と、
   前記算出された偏差δＴに基づいて、前記時刻ｔにおいて前記指令トルクに前記レートリミット処理による前記指令トルクの制限が作用し始めたと仮定した場合における、前記レートリミット処理が実施された指令トルクが前記基準トルクに到達するまでに要する到達時間ｔ＿ｄｌｙを推定する到達時間推定手段と、
   前記時刻ｔにおける前記内燃機関の機関回転数ＮＥと前記推定された到達時間ｔ＿ｄｌｙとに基づいて、前記レートリミット処理が実施された指令トルクが前記基準トルクに到達するのに要する前記クランク角の偏差δθｅｓｔを算出する必要偏差算出手段と、
   前記時刻ｔにおける前記推定されたクランク角の圧縮ＴＤＣに対する偏差δθｃｒｋを算出する現在偏差算出手段と、
   前記内燃機関が圧縮行程にあり且つ前記算出された必要偏差δθｅｓｔが前記算出された現在偏差δθｃｒｋよりも大きい場合に前記レートリミット処理による前記指令トルクの制限が開始されるように、前記調整係数αを設定する調整係数設定手段と
   を更に具備する
   ことを特徴とする請求項１に記載のハイブリッド車両の制御装置。
3. 前記内燃機関の膨張行程における、前記レートリミット処理が実施されないと過程した場合の前記指令トルクの最大値に対応する時刻ｔｍａｘ以降の時間領域において、該最大値と前記基準トルクとの偏差に対する、前記時刻ｔｍａｘにおける前記レートリミット処理が実施された指令トルクと前記基準トルクとの偏差の割合を表す調整係数γに基づいて、前記レートリミット処理が実施された指令トルクを減少側に補正する補正手段を更に具備する
   ことを特徴とする請求項２に記載のハイブリッド車両の制御装置。

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