JP2674077B2

JP2674077B2 - 内燃機関の非線形フィードバック制御方法

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Publication number: JP2674077B2
Application number: JP63089739A
Authority: JP
Inventors: 明大畠
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1988-04-12
Filing date: 1988-04-12
Publication date: 1997-11-05
Anticipated expiration: 2012-11-05
Also published as: EP0337366A2; DE68927558D1; JPH01262347A; DE68927558T2; US5010866A; EP0337366B1; EP0337366A3

Description

【発明の詳細な説明】発明の目的（産業上の利用分野）本発明は、内燃機関の運転状態をフィードバック制御
してその回転速度を安定に、もしくは目標値に追従させ
る内燃機関のフィードバック制御方法に関する。

（従来の技術）従来より、線形制御理論に基づく内燃機関の制御方法
が、優れた安定性及び応答性の面から提案されている。
この制御の基本となる理論は、予めアクチュエータやセ
ンサなどを含む内燃機関の動的な振舞いを線形近似して
モデル化し、このモデルに基づいて内燃機関の回転数を
制御しようとするものである。例えば、特開昭59−1207
51号公報には、制御対象である内燃機関の系を線形近似
し、いわゆるシステム同定の手法を利用して内燃機関の
モデル化を行っている。

（発明が解決しようとする課題）しかし、従来の内燃機関の制御方法は、その根本にお
いて実行する内燃機関のモデル化に際して次のような大
きな問題点があった。

すなわち、内燃機関の運転状態は、例えば暖機状態、
負荷の大小、回転数の高低など、あらゆる状態を含むも
のであり、しかも広範囲に変化する。この様に、現実に
は複雑な挙動をする内燃機関をモデルにより定量的に表
現することは不可能である。

従って、予め定められたモデルと現実の内燃機関の振
舞いとの間に誤差を生じ、内燃機関の制御精度の低下を
招き、十分な制御特性を得ることがでなかった。

この様な問題点を解決するために、内燃機関の各種の
運転状態に応じて複数のモデルを用意し、制御時点の内
燃機関の振舞いに最も近似したモデルを適宜選択的に使
用して内燃機関の制御を実行する方法も考えられる。し
かし、制御系が徒に複雑化して特長である応答性を損な
い、選択するモデルを変更する際にどの様な現象が生じ
るか予測できず、現実的な解決とはならない。

また、モデルの決定を単に制御理論的見地から行って
いるため、当該モデルに基づき定められる状態変数量
は、必ずしも物理量と一致するものではなかった。この
ため、相応の処理により算出された状態変数量の用途は
限定され、有効に利用することができなかった。

本発明は上記問題点に鑑みなされたもので、広範囲に
運転状態が変化する内燃機関を、物理的に意味のある状
態変数を定義して、かつ高精度にモデル化し、こうして
決定されたシステムに対して常に最適なフィードバック
制御を達成し、高効率かつ高速応答性を有して内燃機関
の回転数を所望の値に制御し得る優れた内燃機関のフィ
ードバック制御方法を提供することを目的としている。

発明の構成（問題点を解決するための手段）本発明の構成した手段は第１図の基本的構成図に示す
ごとく、負荷トルクを含む内燃機関の回転変動を表す運動方程
式と、前記内燃機関の所定時間当たりの吸入空気圧の変
動を表す吸入空気の質量保存式とを基本の連立式として
内燃機関の挙動をモデル化するとともに、現実の内燃機
関と前記モデルとの間に存在する測定不可能な因子を誤
差として定式化し（S1）、前記連立式を拡張システムに展開することで、前記負
荷トルクを推定し（S2）、該推定した負荷トルク、前記内燃機関の測定可能な状
態量及び前記定式化した誤差とに基づき、前記モデル化
された内燃機関に対する最適な状態フィードバック制御
を実行する（S3）ことを特徴とする内燃機関の非線形フ
ィードバック制御方法をその要旨としている。

（作用）本発明の内燃機関の非線形フィードバック制御方法に
あっては、負荷トルクを含む内燃機関の回転変動を表す
運動方程式と、前記内燃機関の所定時間当たりの吸入空
気圧の変動を表す吸入空気の質量保存式とを基本の連立
式として、内燃機関の挙動をモデル化している。従っ
て、負荷トルクを１つの状態変数とするモデルを構築す
ることが可能となる。

また、上記モデル化に際して、現実の内燃機関の挙動
と前記モデルとの間に存在する測定不可能な因子を誤差
として定式化し、モデルに取り込んでいる。すなわち、
測定可能な状態変数は測定することで容易に決定される
が、測定の不可能な状態変数は、実験などにより現実に
その振舞いを測定し、これを定式化してモデルの一部と
するのである（S1）。

次に、こうして決定された連立式を拡張システムに展
開することで、負荷トルクの推定が実行される。すなわ
ち、状態推定の手法により現実には測定することのでき
ない負荷トルクを推定するのであり、しかもこの推定量
は取り扱いの容易な現実の物理量に対応したものなので
ある（S2）。

そして、上記のごとくして推定した負荷トルク及び内
燃機関の測定可能な状態量、更には前記定式化した誤差
とに基づき、モデル化された内燃機関に対する最適な状
態フィードバック制御が実行される。これにより、現実
の内燃機関の挙動とモデルとの誤差をあたかも外乱とし
て取り扱い、これを制御入力に反映させることができる
（S3）。

以下、本発明の内燃機関のフィードバック制御方法を
より具体的に説明するために実施例を挙げて詳述する。

（実施例）第２図は、実施例である内燃機関のフィードバック制
御方法を具現化するために構成された制御装置１の構成
図であり、４気筒の内燃機関２を電子制御装置３（以
下、ECUという）を用いて制御するシステムである。

内燃機関２は、シリンダ4a及びピストン4bから形成さ
れる第１燃焼室４、該第１燃焼室４と同様に構成される
第２ないし第４燃焼室5,6,7,を有する。これら各燃焼室
４ないし７は、吸気バルブ8,9,10,11を介して各吸気ポ
ート12,13,14,15に連通している。各吸気ポート12ない
し15の上流には吸入空気の脈動を吸収するサージタンク
16が設けられており、該サージタンク16の更に上流の吸
気管17内部にはスロットルバルブ18が配設されている。
該スロットルバルブ18は、モータ19により駆動されるい
わゆるリンクレスタイプである。このモータ19はECU3か
らの指令に応じてスロットルバルブ18の開度を変更し、
吸気管17を流れる吸入空気量を調節する。また、上記吸
気管17には上記スロットルバルブ18を迂回するバイパス
路20が設けられ、該バイパス路20にはアイドルスピード
コントロールバルブ（以下、ISCVという）21が介装され
ている。ISCV21は、ECU3からの指令に応じて開閉し、バ
イパス路20を流れる吸入空気量を調節する。

一方、内燃機関２には、点火に必要な高電圧を出力す
るイグニッションコイルを備えたイグナイタ22、クラン
ク軸23に連動して上記イグナイタ22で発生した高電圧を
各気筒の図示しない点火プラグに分配供給するディスト
リビュータ24を有する。

制御装置１は、検出器としてサージタンク16に配設さ
れて吸入空気の圧力を検出する吸気圧センサ31、ディス
トリビュータ24のカムシャフトの1/24回転毎に、すなわ
ちクランク角30゜の整数倍毎に回転角信号を出力する回
転速度センサ32、スロットルバルブ18の開度を検出する
スロットルポジションセンサ33及びアクセルペダル34a
の踏込量を検出するアクセルセンサ34を備える。

上記各センサの検出信号はECU3に入力され、該ECU3に
よる内燃機関２の運転状態の検出に利用される。ECU3
は、図示するようにCPU3a、ROM3b、RAM3cを主要部とす
る論理演算回路として構成され、コモンバス3dを介して
入力部3e、出力部3fに接続されて外部との入出力を行
う。また、ECU3は、ROM3bに予め記憶されたプログラム
に従って、吸気圧センサ31、回転速度センサ32、スロッ
トルポジションセンサ33から入力される検出信号に基づ
いてモータ19やISCV21を駆動し、内燃機関２の回転速度
を安定に制御すると共に目標回転速度に追従させるフィ
ードバック制御を実行する。

次に、このフィードバック制御系について説明する。

本実施例のECU3の構成するフィードバック制御系は単
一のものであるが、後述する説明より明らかとなるよう
に、同様な制御特性の制御系を２種類構築することが容
易に実現できる。そこで、ここではその２種類の制御系
をそれぞれ第３図の（Ａ），（Ｂ）に表し、対応する構
成要素を添え字の「ａ」または「ｂ」により区別して、
説明の重複を避けつつ、共に説明する。

なお、上記第３図（Ａ），（Ｂ）に示す制御系のブロ
ック線図は、制御系の概念をブロック化したものであ
り、実際のハード構成は前述のごとくCPU3aを主要部と
する論理回路であることはいうまでもない。すなわち、
現実には第６図に示すフローチャートのプログラムをEC
U3により実行することで離散系として実現されるのであ
り、後述するように、その離散化にあたって回転数を基
準とするか、あるいは内燃機関２のクランク角を基準と
するかによって第３図（Ａ）と第３図（Ｂ）との２種の
制御系の構築が可能となるのである。

第３図（Ａ），（Ｂ）に示す制御系は、目標回転速度
設定部Ma（Mb）によって与えられる回転速度の目標値ω
ｒに現実の内燃機関２の回転速度ωが追従するのように
制御するものである。

まず現実の内燃機関２の運転状態を検出するために、
内燃機関２の回転速度ω及び吸気圧力Ｐが検出対象とさ
れる。測定された回転速度ωは、第３図（Ａ）の制御系
では第１乗算器J1aにより二乗値ω^２に換算されて、第
３図（Ｂ）の制御系では直接に、他方の測定結果である
吸気圧Ｐと共に外乱補正器Ga1（Gb1）,Ga2（Gb2）の入
力とされる。

外乱補正器Ga1（Gb1）,Ga2（Gb2）とは、実際の内燃
機関２と内燃機関２のモデルとの誤差を反映する量δ_w,
δ_Ｐを外乱として定式化するものであり、本実施例では
上記のごとく回転速度の二乗値ω^２（または回転速度
ω）及び吸気圧Ｐの関数として定めている。しかし、何
等この様な構成に限定されるものでなく、内燃機関２の
ウェータジャケット内水温、吸気温や大気圧など、その
他の運転状態の変化に関与する測定結果の関数としても
よい。また、その算出方法は、内燃機関２を試験し、あ
るいはシミュレーションした結果を計算式の形で用いて
も、またテーブルを用意して補間計算により求めてもよ
い。

線形演算部Sa（Sb）は、回転速度の二乗値ω^２（また
は回転速度ω）、吸気圧Ｐ、上記外乱補正器Ga1（Gb
1）,Ga2（Gb2）の算出した外乱δ_w,δ_Ｐ、及び後述する
変数ｕθ（u_t）に基づき内燃機関２の負荷トルクTeを推
定する演算機能を有するものである。

レギュレータRa（Rb）は、回転速度の二乗値ω^２（ま
たは回転速度ω）と吸気圧Ｐの検出値からなる行列式に
最適なフィードバックゲインである係数F₁を乗算し、回
転速度の二乗値ω^２（または回転速度ω）及び吸気圧Ｐ
の状態をフィードバックする。

積分補償器Ia（Ib）は、予測できない外乱に適応する
ように積分補償を行うもので、制御の目標値である回転
速度ωｒを二乗する第２乗算器J2aの出力値ωr²（また
は目標回転速度ωｒ）と現実に検出した回転速度の二乗
値ω^２（または現実の回転速度ω）との差に、最適フィ
ードバックゲインF₂を乗算し、その算出値を逐次加算す
る。

リミッタLa（Lb）は、上記積分補償器Ia（Ib）の算出
値の上限値及び下限値を定めるものであり、積分補償器
Ia（Ib）の出力が上限値あるいは下限値の範囲内となる
ように制限を加え、フィードバック量にアンダーシュー
トやオーバーシュートが強く現れないように応答性を改
善する。

フィードフォワード器FFa（FFb）は、制御目標である
回転数の二乗値ωr²（または目標回転速度ωｒ）にゲイ
ンF₃を乗算して制御入力の一部とし、制御の応答性を高
めるためのものである。

ゲイン算出器Ba1（Bb1）,Ba2（Bb2）は、前記線形演
算部Sa（Sb）の出力値及び外乱補正器Ga1（Gb1）,Ga2
（Gb2）の出力値に、それぞれに最適なフィードバック
ゲインF₄、F₅を乗算する演算を実行するものである。

上記レギュレータRa（Rb）、ミリッタLa（Lb）、フィ
ードフォワード器FFa（FFb）及びゲイン算出器Ba1（Bb
1）,Ba2（Bb2）の各出力値は、共に加算器により加算さ
れて変数ｕθ（u_t）が算出される。この変数ｕθ（u_t）
は、上述のごとく線形演算部Sa（Sb）に帰還され、また
外乱補正器Ga2（Gb2）の出力値δ_Ｐ及び吸気圧Ｐと共に
変換器Ca（Cb）に入力される。そして、この変換器Ca
（Cb）により最終的な操作量であるスロットル開度θｔ
が決定されるのである。

以上が、制御装置１のハード的な構成及び後述するプ
ログラムの実行により実現される制御系の構成について
の説明である。

次に、制御装置１として上記構成を採用した妥当性、
上記各ゲインF₁ないしF₅の値及び線形演算部Ｓなどの演
算式を説明するために、本実施例の内燃機関２の動的な
物理モデルにつき説明する。

まず、内燃機関２の挙動は、次の内燃機関の運動方程
式（１）及び吸入空気の質量保存式（４）式により極め
て正確に表現できる。

Ｍ・（ｄω/dt）Ti−Te−Tf ……（１）但し、Ｍは内燃機関２の回転部に相当する慣性モーメ
ント、Teは内燃機関２の負荷トルクである。

また、Tiは内燃機関２の筒内圧力から予測される出力
可能なトルク、すなわち図示トルクであり、次式により
表される。

Ti＝α_１・Ｐ＋δ_ｗ（P,ω） ……（２）ここで、α_１は比例定数、δ_ｗ（P,ω）は図示トルク
Tiのうち吸気圧Ｐの関数として表されない部分を誤差と
して数式化したものであり、本実施例では前述のごとく
吸気圧Ｐと回転数ωとの関数として定義している。

Tfは内燃機関２の損失トルクであり、次式のように表
すことができる。

Tf＝α_２・ω^２＋α_３＋α_４・（Ｐ−Pa） ……（３）ここで、α_２、α_３及びα_４は比例定数、Paは排気の
圧力である。すなわち、右辺第１、第２項（α_２＋ω^２
＋α_３）は機械的なトルク損失を、右辺第３項のα_４・
（Ｐ−Pa）はポンプ損失を表している。

（C²/V）・（dP/dt）＝mt−mc ……（４）但し、Ｃは音速、Ｖは吸気系容積である。

また、mtは単位時間当りのスロットルを通過する吸気
の質量流量、mcは単位時間当りの筒内に流入する空気の
質量流量であり、次式により表される。

mt＝Ｆ（P,θｔ） ……（５） mc＝α_５・Ｐ・ω＋δ_Ｐ（P,ω） ……（６）ここで、θｔはスロットル開度を、Ｆ（）は任意の
関数を表している。またδ_Ｐ（P,ω）は、Ｐ・ωにより
表すことのできない筒内流入質量流量mcの部分を誤差と
して定式化したものであり、前記δ_ｗ同様に実験などに
より決定される。。

上記（１）式に（２），（３）式を、（４）式に
（５），（６）式を代入して、ω,Pについて解き、これ
をまとめると（７）式を得る。

また、クランク角をθとすると、回転速度は、ω＝ｄ
θ/dtであるから、ｄω/dt＝（ｄω/dθ）・（ｄθ/dt）＝（1/2）・（ｄω²/dθ）更に、 dP/dt＝（dP/dθ）・（ｄθ/dt）＝（dP/dθ）・ω の関係があることから、上記（７）式にこれらの関係を
代入して整理すると、となる。

ここで、負荷トルクTeをw₁と置き換え、更に次のよう
な変数を定義する。

u_t＝（V/C²）｛Ｆ（P,θｔ）−α_５・Ｐ・ω＋δ_Ｐ｝ ……（９） x_t＝［ω Ｐ］^ｔ B_t＝［０１］^t,E_t1＝［2/M ０］^ｔこれらの変数を用いて前記（７）式を書き表すなら
ば、となる。

同様にｘθ＝［ω^２Ｐ］^ｔとして、ｕθ＝７（V/C²）｛Ｆ（P,θｔ）／ω＋δ_P/ω｝ ……（13）Ｂ_θ＝［０１］^t,E_θ１＝［2/M ０］^ｔとするならば、前記（８）式は但し、はクランク角に対する微分を表している。

となる。

すなわち、（12），（16）式は同じ形式で書き表すこ
とができ、次式のようになる。

このように（12）式、（16）式が同じ形式で表現でき
るため以下はこの（17）式を用いて議論を進めるが、そ
の議論の結果は時間の微分系及びクランク角度の微分系
の何れにも適用可能となる。このため、第３図にて前述
したように、同様の制御特性を有する制御系を、回転速
度ωを制御変数として使用する系と回転速度の二乗ω^２
を制御変数として使用する系との２種類構築することが
可能となるのである。

以下、この（17）式を用いて議論を進め、内燃機関２
の回転数ωを目標値ωｒに追従させることを目的とする
制御系を構築する。

従って、出力方程式は、出力ｙ＝ωまたはω^２、その
目標値yr＝ωｒまたはωr²とし、かつ行列Ｃ＝［１
０］とすると、（18）式のごとく表現することができ
る。

ｙ＝Cx ……（18）こうして得られた前記（17），（18）式を離散化して
（19），（20）式のように書き換える。

ｘ（ｋ＋１）＝Φ・（ｋ）＋Γ・ｕ（ｋ）＋Π_１・w
₁（ｋ）＋Π_２・w₂（ｋ） ……（19）ｙ（ｋ）＝＋ｘ（ｋ），≡Ｃ ……（20）ここで、制御周期をΔＴとするとΔＴの一次の近似と
して、 Φ≒Ｉ＋ΔＴ・A,Γ≒ΔＴ＋・Ｂ Π_１≒ΔＴ・E₁,Π_２≒ΔＴ・E₂ 但し、Ｉは単位行列である。以下同様。

……（21）となる。

あるは、より精度高くとしても良い。

上記（19）式において、負荷トルクTe、すなわちw₁が
ステップ的に変化すると仮定し、 w₁（ｋ＋１）＝w₁（ｋ） ……（23）とするならば、（24），（25）式に示す拡張システムが
導かれる。

従って、上記（24），（25）式の拡張システムに対す
る最小次元オブザーバは、内部状態量をｚ、w₁の推定値
を_１とすれば、 _１（ｋ）＝ｚ（ｋ）＋ｙ（ｋ） ……（27）を得る。

なお、（27）式は次の（28）式の最下行を取り出した
ものである。

上記（27）式により、w₁すなわち負荷トルクTeの推定
値を得ることができる。

次に、ωｒ追従制御につき説明する。

上記（19）式右辺に予知不可能な外乱w₃があるとする
と、ｘ（ｋ＋１）＝Φ・ｘ（ｋ）＋Γ・ｕ（ｋ）＋Π_１・w₁（ｋ）＋Π_２・w₂（ｋ）＋w₃ ……（29）となる。

ここで、w₃＝０の時、ｙ＝yrとなる入力ｕ＝urが存在
すると仮定するならば、 xr（ｋ＋１）＝Φ・xr（ｋ）＋Γ・ur（ｋ）＋Π_１・w₁（ｋ）＋Π_２・w₂（ｋ） ……（30） yr（ｋ）＝・xr（ｋ） ……（31）が成立する。従って、（29），（30）式、及び（20），
（31）式より［ｘ（ｋ＋１）−xr（ｋ＋１）］＝Φ・［ｘ（ｋ）−xr
（ｋ）］＋Γ・［ｕ（ｋ）−ur（ｋ）］＋w₃ ……（32）［ｙ（ｋ）−yr（ｋ）］＝・［ｘ（ｋ）−xr（ｋ）］ ……（33）となる。従って、ここで新たに次式のように定義するな
らば、Ｘ（ｋ）≡ｘ（ｋ）−xr（ｋ） ……（34）Ｕ（ｋ）≡ｕ（ｋ）−ur（ｋ） ……（35）Ｙ（ｋ）≡ｙ（ｋ）−yr（ｋ） ……（36）上記（32），（33）式は次のように整理することがで
きる。

Ｘ（ｋ＋１）＝Φ・Ｘ（ｋ）＋Γ・Ｕ（ｋ）＋w₃ ……（37）Ｙ（ｋ）＝・Ｘ（ｋ） ……（38）また、差分演算子をΔとし、w₃がステップ状に変化す
るものと仮定すると、 Δw₃＝０ ……（39）であるから、上記（37），（38）式は次のようになる。

ΔＸ（ｋ＋１）＝Φ・ΔＸ（ｋ）＋Γ・ΔＵ（ｋ） ……（40）Ｙ（ｋ）＝Ｙ（ｋ−１）＋・ΔＸ（ｋ） ……（41）従って、この（40），（41）式より、次の（42）式の
拡張システムを得ることができる。

（42）式のように表現される系の離散形の評価関数Ｊ
は、Ｑを半正定マトリックス及びＲを正定マトリックス
とすると、となり、このＪを最小とするΔＵ（ｋ）は、離散型のRi
ccati方程式を解くことで、のように与えられる。この（44）式からＦ＝［F1 F2］ ……（45）とすると、と表現できる。

従って、この（46）式に前記（34），（35），（36）
式を代入して、次式を得る。

一方、ここで前述の（30），（31）式を、 xr（ｋ＋１）≒xr（ｋ） ……（48）として整理するならば、［Ｉ−Φ］xr（ｋ）＋Γ・ｕ（ｋ）＝Π_１＋w₁（ｋ）＋Π_２・w₂（ｋ） ……（49）・xr（ｋ）＝yr（ｋ） ……（50）となり、（51）式のようにまとめることができる。

この（51）式より理解できるように、定数マトリック
スをF₃,F₄,F₅とすると、前記（47）式の右辺第３項は次
式のように表される。

ur（ｋ）−F₁xr（ｋ）＝F₃yr（ｋ）＋F₄w₁（ｋ）＋F₅w₂（ｋ） ……（52）従って、前記（47）式はのように表現できる。

そして、この（53）式中のｘ（ｋ）,w₁（ｋ）を前記
（28）式にて算出される（ｋ），_１（ｋ）に置き換
えることで、最終的な制御則として次式を得ることがで
きる。

この（54）式により算出できる変数ｕ（ｋ）とは、す
なわち（９）式で定義したu_t、あるいは（13）式で定義
したｕ_θに対応するものであるから、これから最終的な
目的としているスロットル開度θｔに変換する必要があ
る。

すなわち、次式Ｆ（P,θｔ）＝（C²/V）・u_t＋α_５・Ｐ・ω−δ_Ｐ ……（55）Ｆ（P,θｔ）＝ω｛（C²/V）・ｕθ−δ_Ｐ｝……（56）の何れかをθｔに解くことで制御量θｔを得ることがで
きる。

なお、上記（55）あるいは（56）式からθｔを得るこ
とは次のように容易に可能である。

すなわち、スロットル開度θｔとスロットル通過の空
気流量mtとの間には、概ね次式が成立する。

mt＝Ｓ（θｔ）・Pa ・｛2/（Ｒ＋Ta）｝^1/2・φ≡ Ｆ（P,θｔ） ……（57）但し、Taは吸気の温度（例えば、エアクリーナの温度
などである）。

Ｓ（θｔ）は、スロットル開度θｔに対するスロット
ル有効開口面積であり、スロットルのように形状が複雑
な場合、構造定数から理論的に求めることは困難とな
る。しかし、ほぼθｔのみに依存すると考えても十分な
精度を得ることができ、定常流を用いて実験的に求める
ことが容易に行い得る。第４図は、本実施例の内燃機関
２について実験により求めたＳ（θｔ）とθｔとの関係
を図示するものである。

また、φは吸気圧Ｐ及び排気の圧力Paの比（P/Pa）の
関数であるが、概ね（58）式に示すような値をとる。

高スロットル開度の場合 P/Pa＞｛2/（ｄ＋１）｝^{d/（ｄ−１）} 但し、ｄは吸入空気比熱比である。以下、同様。

φ＝［｛d/（ｄ−１）｝｛（ＰM_k/Pa_K）^2/d−（PM_k/P
a_k）^{（ｄ＋１）/d}｝］^1/2 ……（58）低スロットル開度の場合 P/Pa≦｛2/（ｄ＋１）｝^{d/（ｄ−１）} φ＝[{2/(d+1)}^1/(d-1)・{2d/(d+1)}^1/2 ……（59）このφと（P/Pa）との関係を実験により求めた結果
が、第５図である。

従って、第４図及び第５図の関係を与えるならば、P,
Pa,θｔを検出することで、mtを正確に求めることがで
きる。

このことは、逆にmt,P,Paから容易にスロットル開度
θｔを得ることができることを意味しているのである。

以上の議論により、第３図（Ａ），（Ｂ）に示した制
御系のブロック線図の妥当性が理解できる。すなわち、
第３図中の外乱補正器Ga1（Gb1）,Ga2（Gb2）にて算出
される外乱δ_w,δ_Ｐが前記（８）式中の外乱項δ_w,δ_Ｐ
に対応し、線形演算部Sa（Sb）にて実行される演算内容
が前記（26）及び（27）式に対応する。

更に、レギュレータRa（Rb）の機能は（47）式の右辺
第１項を算出するものに相当し、積分補償器Ia（Ib）の
機能は同式の右辺第２項を算出するものに相当する。

また、変換器Ca（Cb）が、変数ｕ_θ（ut）から実際の
制御量であるスロットル開度θｔを算出するものであ
り、第４図，第５図に示したテーブル及び（55）式（あ
るいは（56）式）に対応する変換を実行する機能を備え
るのである。

なお、（54）式の各項に乗算される係数F₁ないしF₅が
第３図に示したフィードバック・ゲインF₁ないしF₅を示
している。また、当然のことながら、これらの係数は第
３図（Ａ）と（Ｂ）ではその値を異にする。

次に、上記離散型の制御系を、ECU3によって実現する
ための制御プログラムについて説明する。第６図が、RO
M3bに記憶されており、ECU3をもって前記離散型の制御
系を実現させる制御プログラムのフローチャートであ
る。このプログラムは内燃機関２の始動と同時に起動さ
れ、CPU3aにより繰り返し処理されるものである。

まず、処理が開始されると、積分補償器Ia（Ib）の初
期値設定、線形演算部Sa（Sb）の実行する演算に必要な
内部状態量ｚの初期値ｚ（０）の設定など、制御系の初
期値設定が実行される（ステップ100）。そして、内燃
機関２の現在の運転状態を検出するために吸気圧センサ
31、回転数センサ32をはじめとして、内燃機関２に備え
られる各種センサの検出結果を入力して制御に必要な物
理量値への変換、例えば回転速度ωの検出、回転速度の
二乗値ω^２の算出などが実行され、以下の処理に備える
（110）。

上記のごとくして制御系の作動準備が完了すると、始
めに静的計算として前記（27）式の演算を実行して負荷
トルクTeの推定を行い（ステップ120）、続いて現時点
の目標としている内燃機関２の回転速度ωｒの読み込み
が実行される（ステップ130）。ここで、目標回転速度
ωｒとは、例えば第７図のようなシステムにより決定さ
れるもので、アクセル開度や内燃機関２の現在の走行環
境等から変換器Λ１により算出される目標車速、内燃機
関２に連結される変速機のシフト位置やクラッチ位置
等、を入力情報とする変換器Λ２により決定される。こ
のような目標回転速度ωｒの決定システムは、第６図に
示す制御プログラム以外のプログラムによって算出され
るように構成しても、またステップ130の処理の一部と
して実行してもよく、ECU3の処理能力に応じて適宜決定
される。

次に、前記（７），（８）式中の外乱項であるδ_P,δ
_ｗの値を決定するため、前記ステップ110にて検出され
た内燃機関２の運転状態に基づいて予めROM3b内に用意
された外乱項検索テーブルをサーチしてδ_P,δ_ｗの各々
の値が計算される（ステップ140,ステップ150）。ま
た、前記（10），（14）式に従って、定義した変数w_2t
またはｗ_２θの算出がなされる（ステップ160）。

上記までの処理により負荷トルクTe（＝w₁）、目標の
回転速度ωｒまたはその二乗値ωr²の算出などが完了し
ているため、続いて（47）式を用いてｕ（ｋ）の算出、
すなわちu_t,u_θの算出が実行される（ステップ170）。

次に、前記（55）または（56）式を利用してＦ（P,θ
ｔ）が求められ（ステップ180）、第５図に示した特性
図を利用して吸気圧Ｐ及び排気の圧力Paよりφが決定さ
れる（ステップ190）。これら決定された数値と（57）
式を用いて、スロットル有効開口面積Ｓ（θｔ）が算出
される（200）。そして、こうして求められたスロット
ル有効開口面積Ｓ（θｔ）から前記第４図の関係を利用
して制御操作量として目的としていたスロットル開度θ
ｔが算出されるのである（ステップ210）。

この様にして最終的な操作量であるスロットル開度θ
ｔから求められると、次にこのスロットル開度θｔのデ
ータをECU3の出力部3fにセットして（ステップ220）、
モータ19を駆動して実際に制御を実行する。

その後、（54）式の第２項に対応する次式 Se≡Se＋F₂｛ｙ（ｉ）−yr（ｉ）｝ ……（60）により制御目標と現実の値との差である偏差を逐次加算
した積分値を算出し（ステップ230）、（26）式により
内部状態量ｚを算出して（ステップ240）、１回の離散
的な制御を完了する。

次いで、内燃機関２の運転が図示しないキースイッチ
により停止されて制御を継続する必要がないか否かを判
断し（ステップ250）、未だに制御の継続が必要である
と判断されたときには前記ステップ110に戻って上記制
御を繰り返し実行し、制御の停止条件が成立していると
きにはプログラムの実行を停止する。

以上のように構成される本実施例の制御装置によれ
ば、次のような効果が明らかである。

内燃機関２のモデル化に当たって、内燃機関２の測定
可能な状態量を巧みに利用して可能な限りモデル化に際
しての誤差要因を排除している。しかも、測定不可能な
誤差要因は外乱δ_P,δ_ｗとして制御系に取り込み、モデ
ル化の精度を一層向上させている。

従って、制御装置の状態フィードバックは最適な値と
なり、制御精度が向上し、目標回転速度ωｒへの高速追
従及び安定制御が可能となる。

また、上記説明より明らかなように、現実に計算によ
り算出することが不可能な変数等は、無理な仮定をする
ことなく、第４図及び第５図に示すごとくテーブルなど
を用意して可能な限りの現実の値を算出するように構成
するため、制御装置は内燃機関２の運転状態が如何に広
範囲に変化しようとも、一定精度を維持する。

更に、内燃機関２の状態変数の１つとして物理的にも
意味のある負荷トルクTeを推定しているため、この推定
値は単にスロットル開度θｔの決定以外の他の制御、例
えば点火時期制御や燃料噴射量制御などにも容易に利用
できるものとなり、装置の有効利用が図られる。

発明の効果以上、実施例を挙げて詳述したように本発明の内燃機
関の非線形フィードバック制御方法は、負荷トルクを１
つの状態変数として内燃機関をモデル化し、しかもモデ
ル化に介在する誤差要因は定式化して外乱として制御系
に取り込み、テーブルなどを用意することで可能な限り
正確な値を基準として制御を実行するのである。

従って、広範囲に運転状態が変化する内燃機関に対し
て、常に高精度の状態フィードバックが達成され、高効
率かつ高速応答性を備えた制御系を構築することができ
る。また、物理的に意味のある状態変数を定義している
ため、その他の制御に推定状態量を利用することも可能
で、システムの有効利用が図られる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の基本的構成を示す基本構成図、第２図
は実施例としての内燃機関の非線形フィードバック制御
方法を実行する制御システムの構成概略図、第３図
（Ａ）及び（Ｂ）は実施例の制御装置の構成する制御シ
ステムを概念的に示したブロック線図、第４図は実施例
の内燃機関のスロットル開度θｔとスロットル有効開口
面積Ｓ（θｔ）との特性図、第５図は吸気の質量流量mt
を算出する際の係数であるφと吸気圧力Ｐ排気の圧力Pa
の比との関係特性図、第６図は制御装置の実行する制御
プログラムのフローチャート、第７図は制御プログラム
中で利用される目標回転速度の決定方法を説明するため
の説明図、をそれぞれ示している。２……内燃機関、３……ECU 18……スロットルバルブ、19……モータ 31……吸気圧センサ、32……回転速度センサ

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】負荷トルクを含む内燃機関の回転変動を表
す運動方程式と、前記内燃機関の所定時間当たりの吸入
空気圧の変動を表す吸入空気の質量保存式とを基本の連
立式として内燃機関の挙動をモデル化するとともに、現
実の内燃機関と前記モデルとの間に存在する測定不可能
な因子を誤差として定式化し、前記連立式を拡張システムに展開することで、前記負荷
トルクを推定し、該推定した負荷トルク、前記内燃機関の測定可能な状態
量及び前記定式化した誤差とに基づき、前記モデル化さ
れた内燃機関に対する最適な状態フィードバック制御を
実行することを特徴とする内燃機関の非線形フィードバ
ック制御方法。