JP2745800B2 - 内燃機関のアイドリング回転数制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は内燃機関のアイドリング回転数制御装置に係
わり、とくに吸気管圧力を計測してから回転数が変化す
るまでのムダ時間を補償し、外乱が印加された場合であ
っても、アイドリング回転数の変動を抑制することが可
能なアイドリング回転数制御装置に関する。

［従来の技術］ 内燃機関のアイドリング回転数を制御する装置として
は、内燃機関の回転数を検出し、目標アイドリング回転
数との偏差に周知のPID演算を施し、この演算結果によ
り吸入空気量を制御するものが良く知られている。

しかしながらこの装置にあっては、内燃機関の動的特
性を考慮して制御則が決定されるものではなく応答性が
十分ではなく、アイドリング回転数制御の精度が十分で
ないという課題があった。

この課題を解決するために、回転数を操作可能な操作
量を入力、回転数を出力とする伝達関数から内燃機関の
動的挙動を表すモデルを構築し、このモデルを使用して
設計された最適レギュレータによりアイドリング回転数
を制御するものが提案されている（特開昭59−4635
3）。

しかしながら、実際の内燃機関においては操作入力が
操作されてから内燃機関の回転数が変化するまでの間に
は空気および燃料の移送遅れに起因するムダ時間が存在
するが、伝達関数から構築されたモデルにはこのムダ時
間が考慮されていないため、最適レギュレータのゲイン
が大きくなると、回転数がハンチングするという課題が
あった。

この課題を解決するために、操作入力中に存在するム
ダ時間を考慮に入れたモデルを使用して設計された最適
レギュレータによりアイドリング回転数を制御するもの
も提案されている（特開昭64−8336）。

［発明が解決しようとする課題］ しかしながら、この方法においては内燃機関の動的挙
動を表すモデルに吸気管圧力が考慮されていないためモ
デル化誤差が大きいこと、またムダ時間を内燃機関の動
的挙動を表すモデルに基づいて補償するためムダ時間が
大きくなると補償精度が劣化しアイドリング回転数を精
度良く定置制御することが困難であった。

本発明は上記課題に鑑みなされたものであって、内燃
機関の回転数と吸気管圧力を計測し、これら計測値に基
づいてアイドリング回転数制御弁（以下ISC弁と記す）
の開度を決定すると共に、これら計測値から吸気管圧力
の予測値を算出しこの予測値に比例した燃料噴射をおこ
なうことによりアイドリング回転数を精度良く一定に維
持する内燃機関のアイドリング回転数制御装置を提供す
ることにある。

［課題を解決するための手段］ 本発明に係る内燃機関のアイドリング制御装置の基本
構成を第１図に示す。

即ち本発明に係る内燃機関のアイドリング制御装置
は、内燃機関の回転数を一定サンプリング時間間隔毎に
読み込む回転数読み込み手段Ａと、内燃機関の吸気管圧
力を回転数の読み込みと同期して読み込む吸気管圧力読
み込み手段Ｂと、回転数読み込み手段Ａにより読み込ま
れた回転数と吸気管圧力読み込み手段Ｂにより読み込ま
れた吸気管圧力との線型結合値を演算する第１の線型結
合値演算手段Ｃと、同じく前記回転数読み込み手段Ａに
より読み込まれた回転数と吸気管圧力読み込み手段Ｂに
より読み込まれた吸気管圧力との線型結合値を演算する
第２の線型結合値演算手段Ｄと、目標アイドリング回転
数を設定する目標アイドリング回転数設定手段Ｅと、回
転数読み込み手段Ａにより読み込まれた回転数と目標ア
イドリング回転数設定手段Ｅで設定された目標アイドリ
ング回転数との偏差を演算する回転数偏差演算手段Ｆ
と、回転数偏差演算手段Ｆの演算結果を積算する回転数
偏差積算手段Ｇと、第１の線型結合値演算手段Ｃの演算
結果と回転数偏差積分手段Ｇとの線型結合値を演算する
第３の線型結合値演算手段Ｈと、第３の線型結合値演算
手段Ｈの演算結果と第２の線型結合値演算手段Ｄの演算
結果とを乗算することにより回転数を操作可能な操作量
を算出する乗算手段Ｉと、乗算手段Ｉの演算結果を除数
とし第２の線型結合値演算手段Ｄの演算結果を被除数と
して除算演算を実行する除算手段Ｊと、回転数読み込み
手段Ａにより読み込まれた回転数と吸気管圧力読み込み
手段Ｂにより読み込まれた吸気管圧力と回転数偏差積分
手段Ｇの演算結果と除算手段Ｊの演算結果との線型結合
値として吸気管圧力の予測値を演算する第４の線型結合
値演算手段Ｋと、第４の線型結合値演算手段Ｋにより演
算された吸気管圧力の予測値と回転数読み込み手段Ａに
より読み込まれた回転数とから気筒内に噴射されるべき
燃料噴射量を演算する気筒内燃料噴射量演算手段Ｌと、
から構成される。

［作 用］ このように構成された内燃機関のアイドリング制御装
置にあっては、予測された吸気管圧力によって燃料噴射
量が決定されるため、実質的に吸気管圧力が変化してか
ら回転数が変化するまでのムダ時間が補償され、ムダ時
間の影響を考慮する必要の無い最適レギュレータにより
操作入力が決定されるためアイドリング回転数の変動は
最小限に抑制される。

［実施例］ 第２図は本発明に係る内燃機関のアイドリング回転数
制御装置の１つの実施例の構成図であって、内燃機関状
態量としては内燃機関回転数および吸気管圧力の２つを
考慮し、操作入力としてはアイドリング回転数制御弁
（以下ISC弁と記す）開度により調整される空気流量お
よび燃料噴射量を用いる。

（１）実施例の構成 第２図において内燃機関はシリンダブロック１、シリ
ンダヘッド２およびピストン３から構成され、燃焼室４
はこれらにかこまれて画成される。

シリンダヘッド２には吸気を燃焼室４に導くための吸
気ポート５と、燃焼ガスを排気するための排気ポート６
とが形成され、それぞれには吸気弁７および排気弁８が
設置されている。

吸気ポート５にはエアクリーナ９から吸入される空気
を導くための吸気管10が接続され、吸気管10の中間には
アクセルペダル11を踏み込むことによって駆動されるス
ロットル弁12および吸気管10内での吸気のサージングを
抑制するためのサージタンク13が設置されている。

さらに吸気圧力を測定するための吸気圧力センサ21が
スロットル弁12の上流側に設置されており、その出力は
制御回路100のA/Dコンバータ101に供給される。

またシリンダヘッド２には点火プラグ14が取り付けら
れており、ディストリビュータ15からの点火指令に基づ
き点火され、燃焼室４内の混合気を爆発させる。

ディストリビュータ15には、クランク角に換算して例
えば720゜毎にパルスを出力するクランク角センサ16お
よび30゜毎にパルスを出力するクランク角センサ17が取
り付けられている。

クランク角センサ16、17の出力は内燃機関の回転数信
号として制御回路100の入出力インターフェイス102に供
給される。

さらに吸気ポート５の近傍には燃料を制御回路100の
指令に基づいて各燃焼室４に供給するためのインジェク
タ18が設置されている。

またスロットル弁12の上流と下流の吸気管10を接続す
るバイパス通路19が設けられ、バイパス通路19の中間に
は制御回路100から出力されるパルス信号によりその開
度が制御されるISC弁20が設置される。

制御回路100は、例えばマイクロコンピュータシステ
ムで構成され、A/Dコンバータ101、入出力インターフェ
イス102、CPU103、ROM104、RAM105、バックアップメモ
リ106、クロック発生回路107等から構成される。

（２）アイドリング回転数制御装置の設計 制御精度の優れたアイドリング回転数制御装置を構成
するために、考慮するべき点は以下の２点である。

１）ISC弁の開度が変化してから吸気管圧力が変化する
までにムダ時間が存在する。

２）吸気管圧力が変化してから回転数が変化するまでに
もムダ時間が存在する。

これらのムダ時間を無視して制御を実行すれば、アイ
ドリング回転数はハンチングを起こし安定しない。

以上の点を解決するために、以下の方法を適用する。

１）ISC弁操作にかかるムダ時間を実質的に無視できる
ものとするために、吸気管圧力を計測してからISC弁を
操作するまでに要する演算時間を短縮する。

このためにできる限り制御プログラムサイズを小さく
する。

２）ISC弁を内燃機関の動的特性を考慮して適切に操作
するために、現代制御理論に基づいて設計された最適レ
ギュレータを使用する。

最適レギュレータを設計するためには、内燃機関の状
態変数表示による動特性モデルが必要となるが、このモ
デルとして内燃機関の動特性を表す物理モデルを使用す
る。

３）吸気管圧力が変化してから回転数が変化するまでの
ムダ時間を補償するために吸気管圧力の予測値に基づい
て燃料噴射量を決定する。

第３図は４気筒の内燃機関に対して上記のアイドリン
グ回転数制御方法を適用した場合を説明するためのタイ
ミング図であって、横軸に時間、縦軸に第１気筒判別信
号、上死点信号、吸気管圧力計測カウンタ値、吸気管圧
力、ISC弁開度をとる。また同時に制御演算の実行タイ
ミングおよび燃料噴射タイミングも表示するが、□内の
数字は気筒番号を表すものとする。

即ち吸気管圧力計測カウンタが所定の値に到達する
と、吸気管圧力が計測される（計測点を・で示す）。

この計測値に基づいて制御演算が実行され、演算結果
によってISC弁を操作すればISC弁操作にかかるムダ時間
は実質的に無視できる。

さらにその気筒の排気工程の吸気管圧力に基づいて燃
料噴射量が演算される場合には、噴射された燃料は実際
には膨張工程でトルクを発生するために３行程分のムダ
時間を持つこととなる。

そこで予め３行程後の吸気圧力を予測し、この予測さ
れた吸気管圧力によって、燃料噴射量を決定すれば、燃
料を噴射してから回転数が変化するまでの時間を実質的
に“0"とみなすことができる。

以下この制御装置の設計方法を段階をおって説明す
る。

１）ムダ時間を考慮した物理モデルの構築 内燃機関の吸気管内の変化を断熱変化とすれば、次式
が成立する。

κ・P/ρ＝C² （１） ここでκ＝比熱比 Ｐ＝吸気管圧力 Ｃ＝音速 ここで吸気管内に存在する空気の質量をｍ、吸気管の
容積をViとすれば ρ＝m/Vi （２） （２）式を（１）式に代入して Ｐ＝Ｃ′ｍ （３） ここでＣ′＝C²/（κ・Vi） （３）式の両辺を時間で微分して dP/dt＝Ｃ′・dm/dt （４） （４）式を離散化すれば Ｐ（ｋ）−Ｐ（ｋ−１） ＝Ｃ′・（ｍ（ｋ）−ｍ（ｋ−１）） （５） アイドリング運転状態にあっては、スロットル弁は全
閉であり空気はISC弁によってのみ供給されるから次式
が成立する。

ｍ（ｋ−１） ＝γ１・uc（ｋ−１）・ΔTc （６） ここでγ１＝比例定数 uc＝ISC弁開度 ΔTc＝吸気工程時間 内燃機関の回転数をＮとすれば、 ΔTc＝30/N（ｋ） （７） が成立する。

従って（６）式および（７）式から ｍ（ｋ−１） ＝γ１・uc（ｋ−１）・30/N（ｋ） （８） を得る。

さらに、 ｍ（ｋ）＝γ２・Ｐ（ｋ）＋γ３ （９） が成立する。

（８）式および（９）式を（５）式に代入すれば、次
式を得る。

Ｐ（ｋ）＝α１・Ｐ（ｋ−１） ＋α２・uc（ｋ−１）/N（ｋ）＋α３ （10） ここでα１、α２、α３＝定数 また内燃機関の回転系については、次式が成り立つ。

Ｉ・dN/dt＝Ti−To （11） ここでＩ＝回転系の慣性モーメント Ti＝内燃機関発生トルク To＝アイドリング時負荷トルク 内燃機関の発生トルクは吸気圧力Ｐ（ｋ）に比例する
と考えることができるから、 Ti＝γ４・Ｐ（ｋ−１−dp） （12） ただしγ４＝定数 dp＝吸気管圧力が変化してからトルクが変化す
るまでの離散形で表されたムダ時間 またアイドリング運転状態においては、負荷トルクは
一定と考えることができるため、（12）式を（11）式に
代入して離散化すると、次式を得る。

Ｎ（ｋ） ＝β１・Ｎ（ｋ−１）＋β２・Ｐ（ｋ−１−dp）＋β３ （13） ここで（13）式において吸気管圧力についてムダ時間
dp後の値Ｐが予測できるものとすれば、（13）式は、 Ｎ（ｋ） ＝β１・Ｎ（ｋ−１）＋β２・Ｐ（ｋ−１）＋β３ （14） と書き直すことができる。

（10）式および（14）式を状態変数表示すると、 と表すことができる。

２）スミス・デビソンの方法による制御系の設計スミス
・デビソンの方法によるサーボ系については、例えば
「基礎システム理論」（古田勝久他著コロナ社刊）の14
7頁から149頁に詳しく説明されているが、（16）式およ
び（17）式において Ｎ（ｋ）＝Nr（一定値） （17） が存在するものとして、最適レギュレータを利用し制御
系を設定すれば、次式を得る。

ただし、f1、f2、f3は定数 従って（15）式を用いて ３）吸気管圧力予測値の算出 ここで（ｋ−dp−１）の時点において（ｋ−１）にお
ける吸気管圧力を予測する方法を説明する。

（10）式から となる。

同様にして（14）式から、 さらに（18）式から、 ただし 以上（20）式から（22）式をＰ（ｋ−１）について解
けば、 Ｐ（ｋ−１） ＝h1・Ｐ（ｋ−dp−１） ＋h2・Ｎ（ｋ−dp−１） ＋h3・Nr＋h4＋h5・SUM ＋h6・uc（ｋ−dp−１） ／｛β１・Ｎ（ｋ−dp−１） ＋β２・Ｐ（ｋ−dp−１）＋β３｝ （23） 従ってムダ時間dp分シフトすることによって Ｐ（ｋ＋dp−１） ＝h1・Ｐ（ｋ−１）＋h2・Ｎ（ｋ−１） ＋h3・Nr＋h4＋h5・SUM ＋h6・uc（ｋ−１） ／｛β１・Ｎ（ｋ−１）＋β２・Ｐ（ｋ−１）＋β３｝ （24） となり、現時点の回転数は、回転数偏差の積分値および
吸気管圧力からdpステップ後の吸気管圧力を予測するこ
とができる。

（３）制御の実行 第４図はアイドリング回転数制御装置の機能構成を示
した図であり、実際の制御演算はマイクロプロセッサ10
3を中心とする制御回路100で実行される。

内燃機関１の回転数Ｎは、ディストリビュータ15に取
り付けられたクランク角度センサ16および17から出力さ
れるパルスをカウントすることにより得られる。

また吸気管圧力Ｐは吸気圧力センサ21によって測定さ
れ、A/Dコンバータ101を介してマイクロプロセッサ内に
読み込まれる。

このようにして読み込まれた回転数Ｎおよび吸気管圧
力Ｐは第１の線型結合値演算部401でそれぞれ係数f2お
よびf1が乗算された後に加算されて、（19）式右辺の第
１括弧内の第１項及び第２項の加算結果を得る。

同じく回転数Ｎおよび吸気管圧力Ｐは第２の線型結合
演算部402でそれぞれ係数β１およびβ２が乗算された
後定数β３とともに加算されて、（19）式の右辺第２括
弧内の値が演算される。

目標アイドリング回転数設定部403で設定された目標
アイドリング回転数Nrと回転数Ｎの偏差が偏差演算部40
4で演算され、この偏差は回転数偏差積算部405で積算さ
れる。

この積算結果は第３の線型結合値演算部406で係数f3
が乗算された後、第１の線型結合値演算部401の演算結
果と加算され、（19）式の右辺第１括弧内の値が演算さ
れる。

この値と第２の線型結合値演算部402の演算結果が乗
算部407で乗算されてISC弁操作指令値ucとなる。

吸気管圧力Ｐのムダ時間dp相当分将来の予測値は、
（24）式に基づいて以下のように演算される。

即ち第４の線型結合演算部409において、吸気管圧力
Ｐ、回転数Ｎ、目標アイドリング回転数Nr、回転数偏差
積算部405の演算結果および乗算部407の演算結果である
ISC弁操作指令値ucを除数第２の線型結合演算部302の演
算結果を被除数として除算部408で除算演算された演算
結果はそれぞれ係数h1、h2、h3、h5およびh6を乗算され
た後、定数h4とともに加算されて吸気管圧力Ｐの予測値
となる。

この吸気管圧力Ｐの予測値と回転数Ｎに基づいて燃料
噴射量演算部410において、各気筒内に噴射されるべき
燃料層が決定される。

この燃料噴射量は、例えば以下の方法を適用すること
が可能である。

即ちまず予測吸気管圧力Ｐと回転数Ｎをパラメータと
するテーブルから空燃比を理論空燃比相当とするための
目標燃料量fcrを決定する。

つぎに、本出願人が先に提案したように、吸気管のイ
ンジェクタ近傍の燃料の動的挙動を表すモデルに対して
設計された最適レギュレータとオブザーバを使用して目
標燃料量fcrから実際に噴射されるべき燃料量ｑを決定
する（特開昭64−35037）。

第５図は、上述した制御演算を実行するための制御演
算ルーチンを示すフローチャートであって上死点が検出
される毎に実行される。

まずステップ501で内燃機関の回転数Ｎおよび吸気管
圧力Ｐが読み込まれる。次にステップ502において（1
9）式に基づいてISC弁開度ucが演算される。

つづいてステップ503において（24）式に基づいて吸
気管圧力Ｐの予測値が演算される。

ステップ504において回転数Ｎと予測吸気管圧力Ｐか
ら、例えばテーブルルックアップにより目標燃料量fcr
が決定される。

そしてステップ505において実際の燃料噴射量ｑが演
算される。

ステップ506で燃料噴射制御が実行された後、ステッ
プ507でISC弁の操作が実行される。

そしてステップ508において回転数偏差の積算を更新
してこのルーチンの実行を完了する。

本実施例においては、内燃機関の回転数に対する操作
入力としてICS弁開度を使用したが、他の操作入力例え
ば点火時期を使用してアイドリング回転数を制御するこ
とも可能である。

また本実施例では、第５図のルーチンを所定のクラン
ク角度毎に実行しているため、吸気管圧力、エンジン回
転数のサンプリングタイミングも所定クランク角度毎に
行われることとなるが、これらのパラメータを所定時間
毎にサンプリングしても良い。

本発明に係るプログラムはほとんどの演算が簡単な線
形結合演算により実現されるため、制御回路に組み込む
プログラムサイズを小さくすることができるため、ISC
弁を操作してから回転数が変化するまでのムダ時間を実
質的に“0"とみなすことができるため、簡単な制御則で
精度の高いアイドリング回転数制御を行うことができ
る。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明によれば、制御プログラム
を簡単なものとし、演算速度を早くすることによって、
ISC弁操作から吸気管圧力が変化するまでのムダ時間を
実質的に“0"とすることとともに、吸気管圧力が変化し
てから回転数が変化するまでのムダ時間相当分だけ予測
された吸気管圧力によって燃料噴射量が決定されるた
め、ムダ時間の影響を考慮する必要の無い最適レギュレ
ータにより操作量を決定することが可能となり、高精度
のアイドリング回転数制御が実現できる。

さらに現代制御理論に基づく最適レギュレータにより
操作量が決定されるためアイドリング回転数の変動は最
小限に抑制され、いわゆる耐エンジンストップ性能を向
上させることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明に係るアイドリング回転数制御装置の基
本構成を示すブロック図、 第２図は１つの実施例の構成図、 第３図は実施例の制御方法を説明するためのタイミング
図、、 第４図は実施例の制御機能図、 第５図は制御ルーチンをしめすフローチャートである。 Ａ……回転数読み込み手段、 Ｂ……吸気管圧力読み込み手段、 Ｃ……第１の線型結合値演算手段、 Ｄ……第２の線型結合値演算手段、 Ｅ……目標アイドリング回転数設定手段、 Ｆ……回転数偏差演算手段、 Ｇ……回転数偏差積算手段、 Ｈ……第３の線型結合値演算手段、 Ｉ……乗算手段、 Ｊ……除算手段、 Ｋ……第４の線型結合値演算手段、 Ｌ……気筒内燃料噴射量演算手段。

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】内燃機関の回転数を所定のサンプリングタ
   イミング毎に読み込む回転数読み込み手段（Ａ）と、 内燃機関の吸気管圧力を回転数の読み込みと同期して読
   み込む吸気管圧力読み込み手段（Ｂ）と、 該回転数読み込み手段（Ａ）により読み込まれた回転数
   と、該吸気管圧力読み込み手段（Ｂ）により読み込まれ
   た吸気管圧力との線型結合値を演算する第１の線型結合
   値演算手段（Ｃ）と、 同じく前記回転数読み込み手段（Ａ）により読み込まれ
   た回転数と、前記吸気管圧力読み込み手段（Ｂ）により
   読み込まれた吸気管圧力との線型結合値を演算する第２
   の線型結合値演算手段（Ｄ）と、 目標アイドリング回転数を設定する目標アイドリング回
   転数設定手段（Ｅ）と、 前記回転数読み込み手段（Ａ）により読み込まれた回転
   数と該目標アイドリング回転数設定手段（Ｅ）で設定さ
   れた目標アイドリング回転数との偏差を演算する回転数
   偏差演算手段（Ｆ）と、 該回転数偏差演算手段（Ｆ）の演算結果を積算する回転
   数偏差積算手段（Ｇ）と、 前記第１の線型結合値演算手段（Ｃ）の演算結果と、該
   回転数偏差積分手段（Ｇ）との線型結合値を演算する第
   ３の線型結合値演算手段（Ｈ）と、 該第３の線型結合値演算手段（Ｈ）の演算結果と、前記
   第２の線型結合値演算手段（Ｄ）の演算結果とを乗算す
   ることにより回転数を操作可能なアイドリング回転数制
   御弁の開度指令値を算出する乗算手段（Ｉ）と、 該乗算手段（Ｉ）の演算結果を除数とし、前記第２の線
   型結合値演算手段（Ｄ）の演算結果を被除数として除算
   演算を実行する除算手段（Ｊ）と、 前記回転数読み込み手段（Ａ）により読み込まれた回転
   数と、前記吸気管圧力読み込み手段（Ｂ）により読み込
   まれた吸気管圧力と、前記回転数偏差積分手段（Ｇ）の
   演算結果と、該除算手段（Ｊ）の演算結果との線型結合
   値として吸気管圧力の予測値を演算する第４の線型結合
   値演算手段（Ｋ）と、 該第４の線型結合値演算手段（Ｋ）により演算された吸
   気管圧力の予測値と、前記回転数読み込み手段（Ａ）に
   より読み込まれた回転数とから、気筒内に噴射されるべ
   き燃料噴射量を演算する気筒内燃料噴射量演算手段
   （Ｌ）と、からなる内燃機関のアイドリング回転数制御
   装置。