JP3678057B2 - 排気圧検出装置およびエンジンの制御装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は排気圧検出装置およびエンジンの制御装置、特にＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備えるものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ターボチャージャを運転条件に応じて効率よく活用するため（すなわち低速域で高過給を得、かつ高速域では高効率で運転する）、特開平８−２７０４５４号公報に示すように、タービン内に可変ノズルを備える可変容量ターボチャージャ（Variable Nozzle Turbocharger）が実用化されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、大量にＥＧＲを行うと窒素酸化物を低減できるものの大量ＥＧＲによって空燃比が低下するので、これを避けるため、実用運転域（低速時や低負荷時）で高過給化する必要があり、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と上記の可変容量ターボチャージャとを組み合わせて、エンジンの排気組成と運転性の双方を改善することが考えられる。
【０００４】
この場合に、タービンを通過する排気量ＱexhとＥＧＲ弁を通過するＥＧＲ量Ｑegrと１シリンダに吸入されるガス重量Ｑcylの間には次の数１式の関係があるため、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量を互いに独立して制御することは困難であり、一方の量を制御した結果を受けて他方の量を修正する必要がある。
【０００５】
【数１】
Ｑcyl＝Ｑac＋Ｑec ［mg/st.cyl］
Ｑexh＝Ａvnt×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐa))1/2 ［kg/sec］
Ｑegr＝Ａegr×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐm))1/2 ［kg/sec］
ただし、Ｑac：シリンダ吸入新気量
Ｑec：シリンダ吸入ＥＧＲ量
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値
Ａegr：ＥＧＲ弁の有効面積相当値
Ｐexh：排気圧（タービン入口圧）
Ｐm：吸気圧（コンプレッサ出口圧）
Ｐa：大気圧
ρe：排気の密度
たとえば、吸入新気量を増加させる場合を考える。可変ノズルのノズル開度を変更することにより、可変ノズルの有効面積相当値（タービンの効率も含む）Ａvntを変化させると、排気圧Ｐexhが増加する割合と可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが変化した割合に応じてタービン回転数が増加し、排気量Ｑexh（≒吸入新気量）が増加する（なお、ノズル開度を小さくする（ノズルを絞る）と、排気が通過する可変ノズルの実面積は小さくなるが、タービンの効率も変化するため、必ずしも可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが小さくなるとは限らない）。すなわち、ノズル開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第３式よりＥＧＲ量Ｑegrも変化する。過渡運転状態では排気圧Ｐexhが立ってから吸気圧Ｐmが増加し、これによってＥＧＲ量Ｑegrが増大する。周知の通り、ＮＯｘと粒子状物質（ＰＭ）・ＨＣ・ＣＯとはトレードオフの関係にあるため、このようにして、ＥＧＲ量Ｑegrが過大に増えたのでは、ＮＯｘは減少するものの、粒子状物質やＨＣ、ＣＯが大幅に悪化したり、燃費が悪くなったりするおそれがある。
【０００６】
次に、ＥＧＲ量Ｑegrを増加させる場合を考える。ＥＧＲ弁開度を変更することにより、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegrを変化させると、その有効面積相当値Ａegrが変化した割合に応じてＥＧＲ量Ｑegrが増加する。すなわち、ＥＧＲ弁開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第２式より排気量Ｑexhも変化する。言い換えると、ＥＧＲ量Ｑegrを増したときは、排気圧Ｐexhが減少するため、吸入新気量が減少する。このため、所望の新気量が得られず、空気量不足により、スモークが悪化したり、出力が低下したりするおそれがある。
【０００７】
このように、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量とは互いに独立して制御することが困難であり、一方を制御した結果を受けて他方を修正する必要があることがわかる。
【０００８】
そこで、このような課題に対して、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が特開平６−１７３７５２号公報に開示されている。
【０００９】
しかしながら、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。理論的には、タイムシェアリング周期を短くするほど制御応答性がよくなるはずであるが、実際には吸気圧センサに応答遅れがあり、吸気圧センサが応答しない間は制御目標となる状態を検出できない。つまり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くすることはできないのであり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くしたのでは、制御値が発散するおそれがある。このため、過渡時に最適な過給圧とＥＧＲ量でエンジンを運転することができなくなり、実際の運転状態では、所望の排気低減が行われなかったり、燃費や出力性能が悪化する心配がある。
【００１０】
ところで、上記の数１式のうち下２つの式を考察すると、図５３に示したように、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐm、排気圧（タービン入口圧）Ｐexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐa、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegr、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの５変数を知ることができれば、排気量ＱexhとＥＧＲ量Ｑegrを計算できる。
【００１１】
ここで、上記の５変数のうち、排気圧Ｐexh以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧Ｐexhは高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧Ｐexhを推定する手段が必要である。
【００１２】
さて、圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、特開平９−１４０２３号公報に記載のように、総吸気量Ｑaに基づいて定常排気圧Ｐwを算出し、この定常排気圧Ｐwと排気ガス流量比Ｋgからタービン加速エネルギーＦを、また前回のタービン速度Ｖ(i-1)から負荷抵抗ＦＬをそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーＦと負荷抵抗ＦＬの差から今回のタービン速度Ｖ(i)を算出し、この今回のタービン速度Ｖ(i)に応じて排気圧Ｐexを算出するものがある。この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものである。
【００１３】
しかしながら、この方法のように定常排気圧から排気圧を推定するのでは、定常排気圧の演算に遅れがあると、過渡時の排気圧を精度よく推定できない。
【００１４】
また、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。というのも、ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧を求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００１５】
そこで本発明は、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備える場合に過渡時においても排気圧を精度よく推定することを第１の目的とし、さらに過給圧（吸入新気量）とＥＧＲ量の２つの制御をお互いに強調させるため、過給圧の制御結果が、前記排気圧を用いたＥＧＲ制御に反映される工夫を設け、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御できるようにすることを第２の目的とする。
【００１７】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５４に示すように、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジンの負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気庄Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛（Ｑas0＋Ｑｆ）／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する。
【００１８】
第２の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑ f と、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛（Ｑas0＋Ｑf）／Ａvnt｝2×Ｔexh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気庄Ｐｅｘｈを演算する。
【００１９】
第３の発明では、第１または第２の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００２０】
第４の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００２１】
第５の発明では、第４の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００２２】
第６の発明では、第５の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００２３】
第７の発明では、第５の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００２４】
第８の発明では、第４の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００２５】
第９の発明では、第１から第８までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５５に示すように、吸気圧Ｐmを検出するセンサ９１と、前記推定された排気圧Ｐexhとこの吸気圧Ｐmの差圧を演算する手段９２と、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段９３と、この開口面積相当値Ａveと前記差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段９４と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段９５と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段９６と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段９７と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段９８と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段９９と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１００と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０１と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１０２とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００２６】
第１０の発明では、第９の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００２７】
第１１の発明では、第１０の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００２８】
第１２の発明では、第１０の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００２９】
第１３の発明では、第１２の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００３０】
第１４の発明では、第９から第１３までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３１】
第１５の発明では、第９から第１４までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３３】
第１６の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５６に示すように、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジンの負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気庄Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛（Ｑas0＋Ｑｆ）／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する手段８５と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段９２と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍ egr を演算する手段１１１と、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量Ｔ qe を演算する手段１１２と、この要求ＥＧＲ量Ｔ qe と前記差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av を演算する手段１１３と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段１１４とを設けた。
【００３４】
第１７の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexh＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔ exh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気圧Ｐexhを演算する手段と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサと、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍ egr を演算する手段と、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量Ｔ qe を演算する手段と、この要求ＥＧＲ量Ｔ qe と前記差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av を演算する手段と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段とを設けた。
【００３５】
第１８の発明では、第１６または第１７の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００３６】
第１９の発明では、第１６から第１８までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００３７】
第２０の発明では、第１９の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００３８】
第２１の発明では、第２０の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００３９】
第２２の発明では、第２０の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００４０】
第２３の発明では、第１９の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００４１】
第２４の発明では、第１６から第２３までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５７に示すように、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段９３と、この開口面積相当値Ａveと前記差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段９４と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段９５と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段９６と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段９７と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段９８と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段９９と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１００と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０１と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１０２とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００４２】
第２５の発明では、第２４の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００４３】
第２６の発明では、第２５の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００４４】
第２７の発明では、第２５の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００４５】
第２８の発明では、第２７の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００４６】
第２９の発明では、第２４から第２８までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００４７】
第３０の発明では、第２４から第２９までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００４９】
第３１の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５８に示すように、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気圧Ｐexhを
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する手段８５と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段９２と、この差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失λを演算する手段１２１と、この直管損失λと前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失ζとに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr を演算する手段１２２と、前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を演算する手段９３と、この開口面積相当値Ａ ve に基づいて前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr を演算する手段１２３と、このＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr と前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr の積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率η n2 として演算する手段１２４と、この効率η n2 で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av として演算する手段１２５と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段１１４とを設けた。
【００５０】
第３２の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔ exh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気圧Ｐexhを演算する手段と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサと、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段と、この差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失λを演算する手段と、この直管損失λと前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失ζとに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr を演算する手段と、前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を演算する手段と、この開口面積相当値Ａ ve に基づいて前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr を演算する手段と、このＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr と前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr の積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率η n2 として演算する手段と、この効率η n2 で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av として演算する手段と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段とを設けた。
【００５１】
第３３発明では、第３１または第３２の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００５２】
【発明の効果】
第１、第１１、第１２、第１６、第２６、第２７、第３１の発明では、吸入空気量、エンジン負荷としての燃料噴射量、可変ノズルの有効面積相当値、タービン入口の排気温度、可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧の５つの要素から排気圧をダイレクトに演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【００５３】
第１、第１６、第３１の発明はまた、タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものであり、この第１、第１６、第３１の発明によれば、標準状態において排気圧の高い演算精度が得られる。
【００５４】
タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算すると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下するのであるが、第２、第１７、第３２の発明によれば、タービンノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定した演算式により、単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られる。しかもこの場合にマッチングしなければならない特性は単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度を高くすることができる。
【００５５】
第３、第１８、第３３の発明によれば、高度変化によりコンプレッサ入口圧が変化しても、排気圧の精度が低下することがない。
【００５６】
第４、第１９の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率を考慮できる。
【００５７】
第５、第２０の発明によれば、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【００５８】
第６、第２１の発明によれば、排気流速が相違しても、摩擦損失を精度よく与えることができる。
【００５９】
流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（後述する（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、第７、第２２の発明によれば、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【００６０】
第８、第２３の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率の演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【００６１】
開口面積相当値を弁を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限るというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁の開口面積相当値をＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量を演算できていることを初めて見いだした。したがって、第９、第２４の発明によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【００６２】
第１０、第２５の発明によれば、ＥＧＲ弁での圧力損失とＥＧＲ通路の摩擦損失を別個に考慮できる。
【００６３】
第１３、第２８の発明によれば、排気圧が急激に変化する過渡時にも直管損失係数を応答よく求めることができる。
【００６４】
第１４、第１５、第２９、第３０の発明によれば、排気温度の演算精度が向上するので、この向上分だけ排気圧の演算精度が向上する。
【００６５】
第１６の発明によれば、排気圧Ｐexhの演算精度の向上分だけＥＧＲ弁の過渡時の要求開口面積の演算精度が向上する。
【００６６】
第３１の発明によれば、排気圧の演算精度の向上分だけＥＧＲ弁の過渡時の要求開口面積の演算精度が向上するほか、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ弁の要求開口面積の演算が可能となった。
【００６７】
【発明の実施の形態】
図１において、エンジンには公知のコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００６８】
これを図２により概説すると（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）、この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられる燃料噴射弁１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介してコモンレール１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分の燃料噴射弁１７に分配される。
【００６９】
噴射ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、バルブボディ内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇して噴射弁先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００７０】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を制御するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力制御弁３１を備える。この圧力制御弁３１はコントロールユニット４１からのデューティ信号に応じて通路１３の流路面積を変えるためのもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を制御する。コモンレール１６の燃料圧力によっても燃料噴射量は変化し、三方弁２５のＯＮ時間が同じであれば、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射量が多くなる。
【００７１】
コモンレール圧力ＰＣＲ１を検出するセンサ３２からの信号が、アクセル開度センサ３３（アクセルペダルの踏み込み量に比例した出力Ｌを発生）、クランク角センサ３４（エンジン回転数とクランク角度を検出）、クランク角センサ３５（気筒判別を行う）、水温センサ３６とともに入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転数とアクセル開度に応じて主噴射の目標燃料噴射量Ｑfとコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力制御弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。また、演算した主噴射の目標燃料噴射量Ｑfに対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御する。
【００７２】
エンジンにはまた排気還流装置（ＥＧＲ装置）を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４は排気通路５３の排気の一部を吸気通路に還流するための通路（ＥＧＲ通路）である。
【００７３】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中には排気還流量をコントロールするための弁（ＥＧＲ弁）５７が介装される。
【００７４】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００７５】
前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００７６】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００７７】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入する排気還流量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００７８】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御する。
【００７９】
図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボチャージャ２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御する。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。
【００８０】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００８１】
１はＮＯｘ触媒（たとえば銅系ゼオライト触媒）、３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、４はスワール制御弁である。
【００８２】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００８３】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では前述したように特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００８４】
ところで、図４９で前述したように、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐm、排気圧（タービン入口圧）Ｐexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐa、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegr、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの５変数を知ることができれば、排気量ＱexhとＥＧＲ量Ｑegrを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、総吸気量に基づいて定常排気圧を算出し、この定常排気圧と排気ガス流量比からタービン加速エネルギーを、また前回のタービン速度から負荷抵抗をそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーと負荷抵抗の差から今回のタービン速度を算出し、この今回のタービン速度に応じて排気圧を算出するものがあるが、この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものであるので、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧を求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００８５】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑas0と、エンジン負荷（たとえば燃料噴射量Ｑf）と、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntと、排気温度Ｔexhの４つの要素を用いて、排気圧Ｐexhをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００８６】
また、この推定した排気圧Ｐexhを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求ＥＧＲ量ＴqeとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００８７】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００８８】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０msec毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００８９】
ステップ１では回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、コンプレッサ入口圧Ｐa、実過給圧Ｐm istを読み込む。
【００９０】
ここで、実過給圧Ｐm＿istはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐmと同じものであり、この吸気圧Ｐmはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐaはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑfの演算は後述する。
【００９１】
ステップ２では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐm＿solとして演算する。
【００９２】
ステップ５では実過給圧Ｐm＿istがこの目標過給圧Ｐm＿solと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量STEP＿istを演算する。
【００９３】
ステップ６では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度STEP＿solとして演算する。
【００９４】
ステップ９では、実過給圧Ｐm＿istと回転数ＮeからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量STEP＿istとをステップ１０において目標開度STEP＿solに加算した値をVNTstep1として演算する。
【００９５】
ステップ１１ではエンジン回転数Ｎeと実過給圧Ｐm＿istから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、VNTstep1がこのリミッタ内にあればVNTstep1の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度VNTstepとして演算する。
【００９６】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度VNTstepは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度VNTstepとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００９７】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００９８】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００９９】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲef信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲef信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【０１００】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒef信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒef信号前に演算した値）であることを意味している。
【０１０１】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【０１０２】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【０１０３】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【０１０４】
ステップ２ではこれらＱac、Ｑf、Ｔnを用いてＱexh＝Ｑac・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑf0＝Ｑf・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔn0＝Ｔn・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【０１０５】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑacを演算するフローである。
【０１０６】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【０１０７】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎeを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎeと前記した吸気量の加重平均値Ｑas0とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑac0を、
【０１０８】
【数２】
Ｑac0＝（Ｑas0／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【０１０９】
ステップ６ではこのＱac0のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑac0・Ｚ-nをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑacｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１１０】
ステップ７では容積比Ｋvolと体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑacｎから
【０１１１】
【数３】
Ｑac＝Ｑacn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑacｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑacn-1：Ｑacの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑacを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１１２】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算するフローである。
【０１１３】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑacの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑeの前回値であるＱen-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎeを読み込む。
【０１１４】
ステップ４ではＱen-1とＮeと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecｎを
【０１１５】
【数４】
Ｑecｎ＝（Ｑen-1／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑecｎと容積比Ｋvol、体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用いて、
【０１１６】
【数５】
Ｑec＝Ｑecn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑecｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑecn-1：Ｑecの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【０１１７】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑeに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱeに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑeの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱeのままでＱecを演算することで、できるだけＱecの演算精度を高めるようにしている。
【０１１８】
図１４は体積効率相当値Ｋinを演算するフローである。
【０１１９】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑac、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec、吸気圧Ｐm、吸入ガス温度の前回値であるＴnn-1を読み込み、このうちＰmとＴnn-1からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ROUqcylを求め、このガス密度ROUqcylとシリンダガス重量Ｑcyl（＝Ｑac＋Ｑec）を用いてステップ３において
【０１２０】
【数６】
Ｋin＝Ｑcyl／(Ｖc／ROUqcyl)
ただし、Ｖc：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋinを演算する。
【０１２１】
ここで、体積効率相当値Ｋinの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【０１２２】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【０１２３】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐm＿vを読み込み、この出力電圧Ｐm＿vよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐm＿0に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐm1を吸気圧Ｐmとして演算する。
【０１２４】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐmの演算が簡単になっている。
【０１２５】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【０１２６】
図１８は吸入新気温度Ｔaを演算するフローである。
【０１２７】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔa＿vを読み込み、この出力電圧Ｔa＿vよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔa0に変換する。
【０１２８】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１２９】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰmn-1に基づいて圧力補正係数Ｋtmpiを、Ｋtmpi＝Ｐmn-1×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１３０】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋtmpiに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔaを、
【０１３１】
【数７】
Ｔa＝Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１３２】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑas0）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋvsp、吸気温度の吸気量補正値Ｋqaを求め、上記の数７式に代えて、
【０１３３】
【数８】
Ｔa＝Ｋvsp×Ｋqa×Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔaを求めればよい。
【０１３４】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔa0の値をそのまま吸入新気温度Ｔaとした後、処理を終了する。
【０１３５】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑacと吸入新気温度Ｔaとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと排気温度の前回値であるＴexhn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔexhn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋtlosを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔeを算出し、ステップ３では
【０１３６】
【数９】
Ｔn＝（Ｑac×Ｔa＋Ｑec×Ｔe）／（Ｑac＋Ｑec）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔnとする。
【０１３７】
図２２は燃料噴射量Ｑfを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎeとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮeとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍqdrvを求める。
【０１３８】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑf1に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑf1MAXによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑfとして演算する。
【０１３９】
図２５は排気温度Ｔexhを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰexhn-1を読み込む。
【０１４０】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔexhbを求める。
【０１４１】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0から排気温度の吸気温度補正係数Ｋtexh1を、Ｋtexh1＝（Ｔn0／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋtexh2を、排気圧の前回値Ｐexhn-1からＫtexh2＝（Ｐexhn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋeは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１４２】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎeから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を、ステップ８では指令開度VNTstepと排気量Ｑexhとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4をそれぞれ求める。
【０１４３】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔexhbに４つの各補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2、Ｋtexh3、Ｋtexh4を乗じて排気温度Ｔexhを計算する。
【０１４４】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔexhの演算精度が向上する。排気温度Ｔexhの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３４のフローで後述するように、排気温度Ｔexhは排気圧Ｐexhの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔexhの演算精度の向上が排気圧Ｐexhの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐexhの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を導入したものである。
【０１４５】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１４６】
【数１０】
【０１４７】
図３１は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntの演算フローである。ステップ１では指令開度VNTstep、総排気重量Ｑtotal（＝Ｑas0＋Ｑf）、排気温度Ｔexhを読み込む。
【０１４８】
このうち総排気重量Ｑtotalと排気温度Ｔexhからステップ２で
【０１４９】
【数１１】
Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ［m3/sec］
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗexhを算出する。
【０１５０】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗexhの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξfricを演算する。ステップ４では指令開度VNTstepと総ガス重量Ｑtotalから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξconvを演算する。そして、これら２つの損失ξfric、ξconvをステップ５において指令開度VNTstepに乗算して、つまり
【０１５１】
【数１２】
Ａvnt＝ VNTstep×ξfric×ξconv
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０１５２】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐexhの演算のフローである。
【０１５３】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１５４】
【数１３】
Ｐexh0＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｋpexh：定数、
の式により排気圧Ｐexh0を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０１５５】
ここで、上記の有効面積相当値Ａvntと排気圧Ｐexh0の各演算方法は、次のようにして得たものである。
【０１５６】
〈１〉流路面積が縮小する場合の流れの基礎式
図４８のように緩やかに断面積が縮小する管内を流れる理想流体を考える。
【０１５７】
流体の圧力、流速、面積、比重をそれぞれＰ、ｗ、Ａ、ρとし、入口を添字１、出口を添字２とし、入口と出口の断面についてベルヌイ（Bernoulli）の定理を適用すると、
ｗ1 2／２＋Ｐ1／ρ＝ｗ2 2／２＋Ｐ2／ρ ・・・（1a）
また、連続の式より
Ａ1×ｗ1＝Ａ2×ｗ2 ・・・（1b）
したがって、両式からｗ1を消去すると、
単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、
の式より表すことができる。
【０１５８】
（３）式の右辺の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2を効率ηnとおくと、次の流れの基礎式を得る。
【０１５９】
Ｑ＝ηn×Ａ2×｛２ρ×(Ｐ1−Ｐ2)｝1/2 ・・・（４）
〈２〉ターボチャージャの状態方程式
次に、ターボチャージャ２でのコンプレッサ２ｂと仕事の釣合いの関係を調べる。なお、以下で使用する記号は図４９の通りである。
【０１６０】
コンプレッサ２ｂの実効仕事率Ｌcは、
Ｌｃ＝Ｑas0×Ｗc／ηc ［Ｗ］ ・・・（５）
ただし、Ｑas0：吸入新気重量流量［kg/sec］、
Ｗc：コンプレッサ理論仕事［Ｊ／kg］、
ηc：コンプレッサ効率相当値。
【０１６１】
また、タービン２ａの実効仕事率Ｌtは、
Ｌt＝ηt×Ｑtotal×Ｗt ［Ｗ］ ・・・（６）
ただし、Ｑtotal：総排気重量流量［kg/sec］、
Ｗt：タービン理論仕事［Ｊ／kg］、
ηt：タービン効率相当値。
【０１６２】
タービン２ａとコンプレッサ２ｂは軸を介して直結されているので、コンプレッサ２ｂとタービン２ａの実仕事率Ｌc、Ｌtが等しいとおけば（軸受けのフリクションは効率に含まれる）、ターボチャージャ２の状態方程式として次式を得る。
【０１６３】
〈３〉流路面積が縮小する場合の排気圧予測式の検討
（７）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
ただし、Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧相当値、
ρe：排気の密度、
VNTstep：指令開度、
ηn：効率（損失分）、
の式を得る。
【０１６４】
（8a）式を排気圧Ｐexhについて整理すると、
ここで、排気密度ρeは理論式によれば
ρe＝ρstd×(Ｔa／Ｔexh)×(Ｐexh／Ｐa) ・・・（10）
ただし、ρstd：標準大気の密度（≒1.1679g/cm3）、
Ｔa:コンプレッサ入口温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧、
であるが、この理論式では排気密度ρeを求めるのに排気圧Ｐexhを用いることになって具合が悪いので、
ρe≒ρstd×(Ｔa／Ｔexh)＝Ｔstd／Ｔexh ・・・（11）
ただし、Ｔstd：標準大気の温度（≒298.15Ｋ）、
の近似式を用いる。近似できる理由は、排気圧Ｐexhが高くなれば、排気温度Ｔexhも高くなるので、排気圧Ｐexhの変化分を排気温度Ｔexhに含めて考えることができるからである。
【０１６５】
したがって、（11）式を（９）式に代入することにより、次の式を得る。
【０１６６】
ただし、Ｋpexh：定数。
【０１６７】
ここで、（12a）式右辺のコンプレッサ理論仕事Ｗcとタービン理論仕事Ｗtは次式で与えられる。
【０１６８】
【数１４】
【０１６９】
さて、（12a）式より、排気圧Ｐexhの演算式が求められたが、（12a）式中のηc、ηt、Ｗc、Ｗtの演算は複雑であり（ＥＣＵの能力が要る）、また、（14）式ではこれから求めようとする排気圧Ｐexhを知る必要があるので、さらに考える。
【０１７０】
いま、総排気重量Ｑtotalと吸入新気量Ｑas0および燃料噴射量Ｑf（単位はすべて［kg/sec］とする）の間には次の関係がある。
【０１７１】
Ｑtotal＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（15）
（15）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ａvnt×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐa)｝1/2＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（16a）
Ａvnt＝ηn×VNTstep ・・・（16b）
（16a）式の両辺を２乗して排気圧Ｐexhについて整理すると、次式が得られる。
【０１７２】
Ｐexh＝｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×(１／ρe)＋Ｐa ・・・（17）
ここでも、上記の排気密度ρeの近似式である（11）式を（17）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１７３】
ただし、Ｋpexh：定数。
【０１７４】
（18a）式は上記の（12a）式と等価であり、（18a）式による排気圧Ｐexhの演算式には、コンプレッサ２ｂ、タービン２ａの理論仕事の比（Ｗc／Ｗt）と各々の効率の積(ηc×ηt)が含まれており、（18a）式を用いれば、ターボチャージャ２の理論仕事Ｗc、Ｗtと効率ηc、ηtが未知であっても考慮したことになる。ゆえにあとは、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを求めればよい。
【０１７５】
〈４〉ノズルを流れるガスの効率ηn
効率ηnを含んだ可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntは上記の(8b)式、(16b)式で与えられるが、さらに効率ηnは次式で表すことができる。
【０１７６】
ただし、ξconv：ノズル損失、
ξfric：摩擦損失。
【０１７７】
（19）式においてノズル損失ξconvは、ノズル開度毎に決まる損失であり、縮まり管の場合、（３）式からわかるように１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2が効率になる。
【０１７８】
しかしながら、流速の変化が大きい場合、１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値をそのままノズル損失ξconvとみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いので、ノズル開度に対する効率のテーブルを持たせることで記述している（図３３参照）。
【０１７９】
また、（19）式の摩擦損失ξfricは、ノズル内部の流れを層流とみなすとハーゲンポアズイユ（Hagen-Poiseuille）の式が成り立ち、流速の平方根に摩擦損失ξfricが比例する。そこで、
Ｗexh＝Ｑtotal／ρe ・・・（20）
の式により体積流量相当値Ｗexhを算出し、これの平方根を排気流速として、これにより摩擦損失ξfricを検索する（図３２参照）。
【０１８０】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（20）式に代入して、
このようにして、（19）式によりノズル有効面積相当値Ａvntを演算し、このＡvntのほか、Ｑas0、Ｑf、Ｔexh、Ｐa を用いて、（18a）、（18b）式により排気圧Ｐexhを予測するようにしたわけである。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果を図３５に示す。同図より、予測値でも十分な精度があることがわかる。
【０１８１】
次に、図３６はＥＧＲ(流)量Ｑeを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１８２】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求める。
【０１８３】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑeを、これら吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveとから、
【０１８４】
【数１５】
Ｑe＝Ａve×｛(Ｐexh−Ｐm)×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）
の式により計算する。
【０１８５】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込み、このうちＮeとＱfとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔnから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍegrを計算する。
【０１８６】
図４１は要求ＥＧＲ(流)量Ｔqeの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、目標ＥＧＲ率Ｍegr、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑacに目標ＥＧＲ率Ｍegrをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを計算する。
【０１８７】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１８８】
【数１６】
Ｒqec＝Ｒqecn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqec×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqecを演算し、この中間処理値Ｒqecと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを用いてステップ４で
【０１８９】
【数１７】
Ｔqec＝Ｍqec×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqecn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１９０】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecから、
【０１９１】
【数１８】
Ｔqe＝（Ｔqec／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔqeを計算する。
【０１９２】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、要求ＥＧＲ量Ｔqeを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを、
【０１９３】
【数１９】
Ｔav＝Ｔqe／｛（Ｐexh−Ｐm）×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１９４】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍliftを求め、この目標リフト量Ｍliftに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttとして求める。
【０１９５】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１９６】
このように、本発明の実施形態では、吸気量(の加重平均値)Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、可変ノズルの有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexhの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１３式を用いて排気圧Ｐexhを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０１９７】
また、有効面積相当値Ａvntを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度VNTstepとの積で与えるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０１９８】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnは摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０１９９】
また、摩擦損失ξfricを、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξfricを精度よく与えることができる。
【０２００】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（上記（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξconvを、指令開度VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０２０１】
また、指令開度VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。
【０２０２】
次に、図４４、図４５は第２実施形態の演算フローで、それぞれ第１実施形態の図３６、図４２に置き換わるものである。なお、第１実施形態と同一部分には同一のステップ番号をつけている。
【０２０３】
第１実施形態では、上記の数１５式に示したように、排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差圧からＥＧＲ流量Ｑeを演算していたが、第２実施形態では、さらにＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮するようにしたもので、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となる。
【０２０４】
第１実施形態と相違する部分を主に説明すると、図４４のステップ１１で吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsのほか、排気温度Ｔexhを読み込む。ステップ１２では、
【０２０５】
【数２０】
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ａvps：ＥＧＲ弁５７の全開面積相当値、
λ：ＥＧＲ通路５４の直管損失係数、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
ｌ：ＥＧＲ通路５４の長さ、
ζ：ＥＧＲ通路５４の曲り管損失係数、
ｇ：重力の加速度、
Ｃv：定数、
の式によりＥＧＲ流量Ｑeを演算する。
【０２０６】
ただし、ＥＧＲ通路の直管損失係数λと曲がり管損失係数ζは次の式により計算すればよい。なお、数２０式において、λは直管損失モデル（ブラジウスの式）より、またζは曲がり管損失モデル（ワイズバッハの式）により得られるものである。
【０２０７】
【数２１】
ただし、Ｃs、Ｃb1、Ｃb2：定数、
Ｔstd：標準大気温度、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
Ｒ：ＥＧＲ通路５４の曲率半径、
ｎ：ＥＧＲ通路５４の曲がり部の数。
【０２０８】
上記の数２０式は、公知の式をＥＧＲガスの流れに当てはめて得られる式である。たとえば、次のようにして数２０式を導くことができる。上記の数１式の第３式に上記の（４）式を適用して
Ｑegr＝Ａegr×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（22a）
Ａegr＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（22b）
ただし、Ａegr：ＥＧＲ弁５７の有効面積相当値、
Ａve：ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値、
ηn2：ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率、
Ｃv：定数。
【０２０９】
これは、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveに対して新たにηn2×Ｃvを導入したものである。
【０２１０】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（22a）式に代入して、
Ｑe＝Ａegr×｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（23）
ただし、Ｔstd：標準大気温度。
【０２１１】
また、（22b）式の効率ηn2を第１実施形態にならって
ηn2＝ξconv-egr×ξfric-egr ・・・（24）
ξconv-egr：ＥＧＲ弁５７での損失、
ξfric-egr：ＥＧＲ通路５４の摩擦損失
とする。
【０２１２】
ここで、ＥＧＲ弁５７での損失ξconv-egrを縮まり管の原則通りに、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2 ・・・（25）
とおく。
【０２１３】
一方、ＥＧＲ通路５４の摩擦損失ξfric-egrはダルシーワイズバッハ（Darcy-Weisbach）の式より、
ただし、ε：管摩擦係数、
λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度
と表すことができる。
【０２１４】
（25）式、（26）式を（24）式に代入して、
となり、（27）式を（22b）式に代入することで、次の式を得る。
【０２１５】
この（28）式を（22a）式に代入することで数２０式が得られる。
【０２１６】
さて、上記の数２０式のもととなった式（22a）式、（22b）式は、一般的には定常流の式であるため、非定常流では使えないというのが定説である。しかしながら、このたび、数２０式を用いて実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、数２０式によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【０２１７】
また、図４５のステップ１１、１２では、図４４のステップ１１、２と同様にして、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込み、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求め、このＡveを用いて、ステップ１３で
【０２１８】
【数２２】
の式によりＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算する。
【０２１９】
数２２式は次のようにして得たものである。上記の（22a）式、（22b）式で開口面積相当値Ａveに対して定数Ｃvと効率ηn2を導入したので、これに合わせて、ＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを考えるときも
Ｔav＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（29）
のように開口面積相当値Ａveに対して同じ値の定数Ｃvと効率ηn2を導入する。ここで、効率ηn2は（27）式により与えられているから、（27）式を（29）式に代入することで、数２２式が得られる。
【０２２０】
このように、第２実施形態では、ＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮したので、より精度の高いＥＧＲ量Ｑeの演算が可能となる。
【０２２１】
さらに述べると、通路の開口面積相当値を、通路を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限られるというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを上記の効率ηn2で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、第２実施形態によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を容易に考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となったのである。
【０２２２】
ここで、図９をみると、ＥＧＲ量Ｑeからシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecが、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecからシリンダ吸入ガス温度Ｔnが、シリンダ吸入ガス温度Ｔnからサイクル処理値Ｔn0が、サイクル処理値Ｔn0から排気温度Ｔexhが、排気温度Ｔexhから排気圧Ｐexhが演算されるので、ＥＧＲ量Ｑeの演算精度を高めることは、排気圧Ｐexhの演算精度を高めることに結びつく。したがって、演算精度の向上した排気圧Ｐexhに基づくことで、過給圧（吸入新気量）とＥＧＲ量を、さらに精度よく制御することが可能となる。
【０２２３】
また、ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率ηn2を、ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrとＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積としたので、ＥＧＲ弁５７での圧力損失とＥＧＲ通路５４の摩擦損失を別個に考慮できる。
【０２２４】
また、直管損失係数λを、上記の数２０式により演算するようにしたので、排気圧Ｐexhが急激に変化する過渡時にも直管損失係数λを応答よく求めることができる。
【０２２５】
図４６は第３実施形態の可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの演算フローで、第１実施形態の図３１に置き換わるものである。
【０２２６】
第３実施形態は、第１実施形態の効率ηnの演算を簡略化したものである。具体的には、ステップ１で指令開度VNTstepと排気流量Ｑexhを読み込み、これらからステップ２において図４７を内容とするマップを検索することにより有効面積の補正値Ｋvntを求め、これをステップ３において指令開度VNTstepに乗算して有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０２２７】
ここで、補正値Ｋvntは、第１実施形態の効率ηn（＝ξfric×ξconv）に相当する値である。
【０２２８】
このように、第３実施形態では、可変ノズルを流れるガスの効率ηnの演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【０２２９】
図５０は第４実施形態の排気圧（タービン入口圧）の演算フローで、第１実施形態の図３４に置き換わるものである。
【０２３０】
第１実施形態では、ノズル２ｄを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れである（図４８参照）と仮定して排気圧を演算したのに対して、第４実施形態は、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れ（図５２参照）と仮定して求めるものである。図５０において具体的には、ステップ１１で
【０２３１】
【数２３】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh
ただし、Ｋpexhn：定数、
の式によりタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを演算し、このＰexhrと大気圧Ｐaからステップ１２において図５１を内容とするマップを検索することにより排気圧Ｐexh0を求める。後は、図３４と同じであり、このＰexh0に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０２３２】
ここで、どのようにして数２３式の排気圧の演算方法を得たかを次に説明する。
【０２３３】
〈５〉先細ノズルの場合の流れの基礎式
タービンノズルを通過する通過する流れを考察すると、外部との熱の出入りや仕事がほとんどないため、流体の持つエネルギは、内部エネルギの減少分が運動エネルギと押し出し仕事に変化すると考えられる。また、エンジンの排気は、低圧・高温なので理想気体とみなせる。したがって、タービンノズルを通過する排気の流れは、「理想気体が断熱変化をして流動する」と考えることができる。
【０２３４】
さて、タービンノズルのような先細ノズルにおいて、図５２に示したように、圧力、比容積、流速、面積、温度、比熱比、気体定数をそれぞれ、Ｐ、ｖ、ｗ、Ａ、Ｔ、κ、Ｒとし、入口を添字１、出口を添字２とすると、
【０２３５】
【数２４】
【０２３６】
である。また、定常流動のエネルギ基本式から、次式が成り立つ。
【０２３７】
【数２５】
【０２３８】
数２３式に（31）式を代入して、
【０２３９】
【数２６】
【０２４０】
あるいはＰ1Ｖ1＝ＲＴ1から、
【０２４１】
【数２７】
【０２４２】
先細ノズルでは、入口流速ｗ1は出口流速ｗ2に比べてきわめて小さいので省略すると、ノズル出口端の速度ｗ2は次式で与えられる。
【０２４３】
【数２８】
【０２４４】
ノズルの各断面を単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、
Ｑ＝Ａ2×ｗ2／ｖ2＝ρe×Ａ2×ｗ2［kg/sec］ ・・・（33）
である。また、ノズル内を流れる流体は理想気体で断熱変化するものとみなしているから、上記の（31）式より、
【０２４５】
【数２９】
【０２４６】
である。
【０２４７】
（33）式に（32）式と（34）式を代入すると、
【０２４８】
【数３０】
【０２４９】
（35）式が先細ノズルの場合の流れの基礎式である。
【０２５０】
〈６〉先細ノズルの場合の排気圧予測式の検討
図４９を参照する。（15）式から
Ｑas0＋Ｑf＝Ｑtotal［kg/sec］ ・・・（36）
である。この（36）式の右辺に、面積が縮小するノズルの流れの式である上記の（35）式を適用して、
【０２５１】
【数３１】
【０２５２】
の式を得る。
【０２５３】
ここで、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
【０２５４】
【数３２】
【０２５５】
とおくと、（37a）式は
となるので、（39）式をタービン入口排気圧相当値Ｐexhrについて整理すると、次式が得られる。
【０２５６】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（40）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０２５７】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×Ｔexh［Ｐａ］・・・（41a）
Ｋpexhn＝(１／(２×ρe))×(κe／(κe−１)) ・・・（41b）
ただし、Ｋpexhn：定数。
【０２５８】
さて、上記の数１３式のように、ノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものでは、標準状態（298Ｋ、0.1ＭＰａ）において排気圧の高い演算精度が得られるのであるが、実験によると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下することがわかっている。これは、数１３式が比重の変化を考慮してはいるが、まだ正確でないためと思われる。
【０２５９】
これに対して、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定して求めた第４実施形態によれば、演算式により単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られることになった。
【０２６０】
しかも第４実施形態でマッチングしなければならない図５１の特性は、図示のように単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度は高いのである（実験により確認している）。
【０２６１】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置を用いた場合で説明したが、これに限定されるものでない。たとえばユニットインジェクタを用いる場合にも適用可能である。
【０２６２】
実施形態ではディーゼルエンジンの場合で説明したが、ガソリンエンジンに対しても適用できることはいうまでもない。
【０２６３】
実施形態ではコンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサ７３を設けた場合で説明したが、上記ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを搭載する車両が標準大気（やこれに近い大気）のもとで運転される限りにおいては、コンプレッサ入口圧センサは不要である。このときは、標準大気に対するＰaの値を設定してやれば済むからである。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】第２実施形態のＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４５】第２実施形態の指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４６】第３実施形態のノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図４７】第３実施形態の有効面積補正値の特性図。
【図４８】流路面積が縮小する流れのモデル図。
【図４９】吸排気系の力学的釣合いの検討に使用したモデル図。
【図５０】第４実施形態の排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図５１】第４実施形態の排気圧Ｐexh0の特性図。
【図５２】先細ノズルのモデル図。
【図５３】５変数と排気量、ＥＧＲ量の関係を示すブロック図。
【図５４】第１の発明のクレーム対応図。
【図５５】第９の発明のクレーム対応図。
【図５６】第１６の発明のクレーム対応図。
【図５７】第２４の発明のクレーム対応図。
【図５８】第３１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
１ エンジン本体
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１０ コモンレール式燃料噴射装置
１６ コモンレール
１７ 燃料噴射弁
４１ 電子制御ユニット
５４ ＥＧＲ通路
５７ ＥＧＲ弁
７２ 吸気圧センサ
【発明の属する技術分野】
この発明は排気圧検出装置およびエンジンの制御装置、特にＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備えるものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ターボチャージャを運転条件に応じて効率よく活用するため（すなわち低速域で高過給を得、かつ高速域では高効率で運転する）、特開平８−２７０４５４号公報に示すように、タービン内に可変ノズルを備える可変容量ターボチャージャ（Variable Nozzle Turbocharger）が実用化されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、大量にＥＧＲを行うと窒素酸化物を低減できるものの大量ＥＧＲによって空燃比が低下するので、これを避けるため、実用運転域（低速時や低負荷時）で高過給化する必要があり、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と上記の可変容量ターボチャージャとを組み合わせて、エンジンの排気組成と運転性の双方を改善することが考えられる。
【０００４】
この場合に、タービンを通過する排気量ＱexhとＥＧＲ弁を通過するＥＧＲ量Ｑegrと１シリンダに吸入されるガス重量Ｑcylの間には次の数１式の関係があるため、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量を互いに独立して制御することは困難であり、一方の量を制御した結果を受けて他方の量を修正する必要がある。
【０００５】
【数１】
Ｑcyl＝Ｑac＋Ｑec ［mg/st.cyl］
Ｑexh＝Ａvnt×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐa))1/2 ［kg/sec］
Ｑegr＝Ａegr×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐm))1/2 ［kg/sec］
ただし、Ｑac：シリンダ吸入新気量
Ｑec：シリンダ吸入ＥＧＲ量
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値
Ａegr：ＥＧＲ弁の有効面積相当値
Ｐexh：排気圧（タービン入口圧）
Ｐm：吸気圧（コンプレッサ出口圧）
Ｐa：大気圧
ρe：排気の密度
たとえば、吸入新気量を増加させる場合を考える。可変ノズルのノズル開度を変更することにより、可変ノズルの有効面積相当値（タービンの効率も含む）Ａvntを変化させると、排気圧Ｐexhが増加する割合と可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが変化した割合に応じてタービン回転数が増加し、排気量Ｑexh（≒吸入新気量）が増加する（なお、ノズル開度を小さくする（ノズルを絞る）と、排気が通過する可変ノズルの実面積は小さくなるが、タービンの効率も変化するため、必ずしも可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが小さくなるとは限らない）。すなわち、ノズル開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第３式よりＥＧＲ量Ｑegrも変化する。過渡運転状態では排気圧Ｐexhが立ってから吸気圧Ｐmが増加し、これによってＥＧＲ量Ｑegrが増大する。周知の通り、ＮＯｘと粒子状物質（ＰＭ）・ＨＣ・ＣＯとはトレードオフの関係にあるため、このようにして、ＥＧＲ量Ｑegrが過大に増えたのでは、ＮＯｘは減少するものの、粒子状物質やＨＣ、ＣＯが大幅に悪化したり、燃費が悪くなったりするおそれがある。
【０００６】
次に、ＥＧＲ量Ｑegrを増加させる場合を考える。ＥＧＲ弁開度を変更することにより、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegrを変化させると、その有効面積相当値Ａegrが変化した割合に応じてＥＧＲ量Ｑegrが増加する。すなわち、ＥＧＲ弁開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第２式より排気量Ｑexhも変化する。言い換えると、ＥＧＲ量Ｑegrを増したときは、排気圧Ｐexhが減少するため、吸入新気量が減少する。このため、所望の新気量が得られず、空気量不足により、スモークが悪化したり、出力が低下したりするおそれがある。
【０００７】
このように、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量とは互いに独立して制御することが困難であり、一方を制御した結果を受けて他方を修正する必要があることがわかる。
【０００８】
そこで、このような課題に対して、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が特開平６−１７３７５２号公報に開示されている。
【０００９】
しかしながら、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。理論的には、タイムシェアリング周期を短くするほど制御応答性がよくなるはずであるが、実際には吸気圧センサに応答遅れがあり、吸気圧センサが応答しない間は制御目標となる状態を検出できない。つまり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くすることはできないのであり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くしたのでは、制御値が発散するおそれがある。このため、過渡時に最適な過給圧とＥＧＲ量でエンジンを運転することができなくなり、実際の運転状態では、所望の排気低減が行われなかったり、燃費や出力性能が悪化する心配がある。
【００１０】
ところで、上記の数１式のうち下２つの式を考察すると、図５３に示したように、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐm、排気圧（タービン入口圧）Ｐexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐa、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegr、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの５変数を知ることができれば、排気量ＱexhとＥＧＲ量Ｑegrを計算できる。
【００１１】
ここで、上記の５変数のうち、排気圧Ｐexh以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧Ｐexhは高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧Ｐexhを推定する手段が必要である。
【００１２】
さて、圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、特開平９−１４０２３号公報に記載のように、総吸気量Ｑaに基づいて定常排気圧Ｐwを算出し、この定常排気圧Ｐwと排気ガス流量比Ｋgからタービン加速エネルギーＦを、また前回のタービン速度Ｖ(i-1)から負荷抵抗ＦＬをそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーＦと負荷抵抗ＦＬの差から今回のタービン速度Ｖ(i)を算出し、この今回のタービン速度Ｖ(i)に応じて排気圧Ｐexを算出するものがある。この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものである。
【００１３】
しかしながら、この方法のように定常排気圧から排気圧を推定するのでは、定常排気圧の演算に遅れがあると、過渡時の排気圧を精度よく推定できない。
【００１４】
また、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。というのも、ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧を求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００１５】
そこで本発明は、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備える場合に過渡時においても排気圧を精度よく推定することを第１の目的とし、さらに過給圧（吸入新気量）とＥＧＲ量の２つの制御をお互いに強調させるため、過給圧の制御結果が、前記排気圧を用いたＥＧＲ制御に反映される工夫を設け、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御できるようにすることを第２の目的とする。
【００１７】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５４に示すように、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジンの負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気庄Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛（Ｑas0＋Ｑｆ）／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する。
【００１８】
第２の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑ f と、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛（Ｑas0＋Ｑf）／Ａvnt｝2×Ｔexh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気庄Ｐｅｘｈを演算する。
【００１９】
第３の発明では、第１または第２の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００２０】
第４の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００２１】
第５の発明では、第４の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００２２】
第６の発明では、第５の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００２３】
第７の発明では、第５の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００２４】
第８の発明では、第４の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００２５】
第９の発明では、第１から第８までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５５に示すように、吸気圧Ｐmを検出するセンサ９１と、前記推定された排気圧Ｐexhとこの吸気圧Ｐmの差圧を演算する手段９２と、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段９３と、この開口面積相当値Ａveと前記差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段９４と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段９５と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段９６と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段９７と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段９８と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段９９と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１００と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０１と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１０２とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００２６】
第１０の発明では、第９の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００２７】
第１１の発明では、第１０の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００２８】
第１２の発明では、第１０の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００２９】
第１３の発明では、第１２の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００３０】
第１４の発明では、第９から第１３までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３１】
第１５の発明では、第９から第１４までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３３】
第１６の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５６に示すように、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジンの負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気庄Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛（Ｑas0＋Ｑｆ）／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する手段８５と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段９２と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍ egr を演算する手段１１１と、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量Ｔ qe を演算する手段１１２と、この要求ＥＧＲ量Ｔ qe と前記差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av を演算する手段１１３と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段１１４とを設けた。
【００３４】
第１７の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexh＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔ exh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気圧Ｐexhを演算する手段と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサと、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍ egr を演算する手段と、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量Ｔ qe を演算する手段と、この要求ＥＧＲ量Ｔ qe と前記差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av を演算する手段と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段とを設けた。
【００３５】
第１８の発明では、第１６または第１７の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００３６】
第１９の発明では、第１６から第１８までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００３７】
第２０の発明では、第１９の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００３８】
第２１の発明では、第２０の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００３９】
第２２の発明では、第２０の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００４０】
第２３の発明では、第１９の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００４１】
第２４の発明では、第１６から第２３までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５７に示すように、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段９３と、この開口面積相当値Ａveと前記差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段９４と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段９５と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段９６と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段９７と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段９８と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段９９と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１００と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０１と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１０２とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００４２】
第２５の発明では、第２４の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００４３】
第２６の発明では、第２５の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００４４】
第２７の発明では、第２５の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００４５】
第２８の発明では、第２７の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００４６】
第２９の発明では、第２４から第２８までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００４７】
第３０の発明では、第２４から第２９までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００４９】
第３１の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５８に示すように、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気圧Ｐexhを
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する手段８５と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段９２と、この差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失λを演算する手段１２１と、この直管損失λと前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失ζとに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr を演算する手段１２２と、前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を演算する手段９３と、この開口面積相当値Ａ ve に基づいて前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr を演算する手段１２３と、このＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr と前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr の積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率η n2 として演算する手段１２４と、この効率η n2 で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av として演算する手段１２５と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段１１４とを設けた。
【００５０】
第３２の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔ exh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気圧Ｐexhを演算する手段と、吸気圧Ｐ m を検出するセンサと、前記推定した排気圧Ｐ exh とこの吸気圧Ｐ m の差圧を演算する手段と、この差圧（Ｐ exh −Ｐ m ）に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失λを演算する手段と、この直管損失λと前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失ζとに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr を演算する手段と、前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を演算する手段と、この開口面積相当値Ａ ve に基づいて前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr を演算する手段と、このＥＧＲ弁での圧力損失ξ conv-egr と前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξ fric-egr の積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率η n2 として演算する手段と、この効率η n2 で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａ ve を補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔ av として演算する手段と、この要求開口面積Ｔ av となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段とを設けた。
【００５１】
第３３発明では、第３１または第３２の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００５２】
【発明の効果】
第１、第１１、第１２、第１６、第２６、第２７、第３１の発明では、吸入空気量、エンジン負荷としての燃料噴射量、可変ノズルの有効面積相当値、タービン入口の排気温度、可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧の５つの要素から排気圧をダイレクトに演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【００５３】
第１、第１６、第３１の発明はまた、タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものであり、この第１、第１６、第３１の発明によれば、標準状態において排気圧の高い演算精度が得られる。
【００５４】
タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算すると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下するのであるが、第２、第１７、第３２の発明によれば、タービンノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定した演算式により、単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られる。しかもこの場合にマッチングしなければならない特性は単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度を高くすることができる。
【００５５】
第３、第１８、第３３の発明によれば、高度変化によりコンプレッサ入口圧が変化しても、排気圧の精度が低下することがない。
【００５６】
第４、第１９の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率を考慮できる。
【００５７】
第５、第２０の発明によれば、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【００５８】
第６、第２１の発明によれば、排気流速が相違しても、摩擦損失を精度よく与えることができる。
【００５９】
流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（後述する（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、第７、第２２の発明によれば、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【００６０】
第８、第２３の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率の演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【００６１】
開口面積相当値を弁を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限るというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁の開口面積相当値をＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量を演算できていることを初めて見いだした。したがって、第９、第２４の発明によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【００６２】
第１０、第２５の発明によれば、ＥＧＲ弁での圧力損失とＥＧＲ通路の摩擦損失を別個に考慮できる。
【００６３】
第１３、第２８の発明によれば、排気圧が急激に変化する過渡時にも直管損失係数を応答よく求めることができる。
【００６４】
第１４、第１５、第２９、第３０の発明によれば、排気温度の演算精度が向上するので、この向上分だけ排気圧の演算精度が向上する。
【００６５】
第１６の発明によれば、排気圧Ｐexhの演算精度の向上分だけＥＧＲ弁の過渡時の要求開口面積の演算精度が向上する。
【００６６】
第３１の発明によれば、排気圧の演算精度の向上分だけＥＧＲ弁の過渡時の要求開口面積の演算精度が向上するほか、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ弁の要求開口面積の演算が可能となった。
【００６７】
【発明の実施の形態】
図１において、エンジンには公知のコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００６８】
これを図２により概説すると（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）、この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられる燃料噴射弁１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介してコモンレール１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分の燃料噴射弁１７に分配される。
【００６９】
噴射ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、バルブボディ内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇して噴射弁先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００７０】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を制御するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力制御弁３１を備える。この圧力制御弁３１はコントロールユニット４１からのデューティ信号に応じて通路１３の流路面積を変えるためのもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を制御する。コモンレール１６の燃料圧力によっても燃料噴射量は変化し、三方弁２５のＯＮ時間が同じであれば、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射量が多くなる。
【００７１】
コモンレール圧力ＰＣＲ１を検出するセンサ３２からの信号が、アクセル開度センサ３３（アクセルペダルの踏み込み量に比例した出力Ｌを発生）、クランク角センサ３４（エンジン回転数とクランク角度を検出）、クランク角センサ３５（気筒判別を行う）、水温センサ３６とともに入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転数とアクセル開度に応じて主噴射の目標燃料噴射量Ｑfとコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力制御弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。また、演算した主噴射の目標燃料噴射量Ｑfに対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御する。
【００７２】
エンジンにはまた排気還流装置（ＥＧＲ装置）を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４は排気通路５３の排気の一部を吸気通路に還流するための通路（ＥＧＲ通路）である。
【００７３】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中には排気還流量をコントロールするための弁（ＥＧＲ弁）５７が介装される。
【００７４】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００７５】
前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００７６】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００７７】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入する排気還流量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００７８】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御する。
【００７９】
図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボチャージャ２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御する。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。
【００８０】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００８１】
１はＮＯｘ触媒（たとえば銅系ゼオライト触媒）、３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、４はスワール制御弁である。
【００８２】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００８３】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では前述したように特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００８４】
ところで、図４９で前述したように、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐm、排気圧（タービン入口圧）Ｐexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐa、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegr、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの５変数を知ることができれば、排気量ＱexhとＥＧＲ量Ｑegrを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、総吸気量に基づいて定常排気圧を算出し、この定常排気圧と排気ガス流量比からタービン加速エネルギーを、また前回のタービン速度から負荷抵抗をそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーと負荷抵抗の差から今回のタービン速度を算出し、この今回のタービン速度に応じて排気圧を算出するものがあるが、この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものであるので、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧を求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００８５】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑas0と、エンジン負荷（たとえば燃料噴射量Ｑf）と、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntと、排気温度Ｔexhの４つの要素を用いて、排気圧Ｐexhをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００８６】
また、この推定した排気圧Ｐexhを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求ＥＧＲ量ＴqeとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００８７】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００８８】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０msec毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００８９】
ステップ１では回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、コンプレッサ入口圧Ｐa、実過給圧Ｐm istを読み込む。
【００９０】
ここで、実過給圧Ｐm＿istはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐmと同じものであり、この吸気圧Ｐmはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐaはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑfの演算は後述する。
【００９１】
ステップ２では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐm＿solとして演算する。
【００９２】
ステップ５では実過給圧Ｐm＿istがこの目標過給圧Ｐm＿solと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量STEP＿istを演算する。
【００９３】
ステップ６では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度STEP＿solとして演算する。
【００９４】
ステップ９では、実過給圧Ｐm＿istと回転数ＮeからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量STEP＿istとをステップ１０において目標開度STEP＿solに加算した値をVNTstep1として演算する。
【００９５】
ステップ１１ではエンジン回転数Ｎeと実過給圧Ｐm＿istから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、VNTstep1がこのリミッタ内にあればVNTstep1の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度VNTstepとして演算する。
【００９６】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度VNTstepは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度VNTstepとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００９７】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００９８】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００９９】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲef信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲef信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【０１００】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒef信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒef信号前に演算した値）であることを意味している。
【０１０１】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【０１０２】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【０１０３】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【０１０４】
ステップ２ではこれらＱac、Ｑf、Ｔnを用いてＱexh＝Ｑac・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑf0＝Ｑf・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔn0＝Ｔn・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【０１０５】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑacを演算するフローである。
【０１０６】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【０１０７】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎeを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎeと前記した吸気量の加重平均値Ｑas0とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑac0を、
【０１０８】
【数２】
Ｑac0＝（Ｑas0／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【０１０９】
ステップ６ではこのＱac0のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑac0・Ｚ-nをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑacｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１１０】
ステップ７では容積比Ｋvolと体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑacｎから
【０１１１】
【数３】
Ｑac＝Ｑacn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑacｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑacn-1：Ｑacの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑacを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１１２】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算するフローである。
【０１１３】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑacの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑeの前回値であるＱen-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎeを読み込む。
【０１１４】
ステップ４ではＱen-1とＮeと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecｎを
【０１１５】
【数４】
Ｑecｎ＝（Ｑen-1／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑecｎと容積比Ｋvol、体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用いて、
【０１１６】
【数５】
Ｑec＝Ｑecn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑecｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑecn-1：Ｑecの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【０１１７】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑeに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱeに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑeの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱeのままでＱecを演算することで、できるだけＱecの演算精度を高めるようにしている。
【０１１８】
図１４は体積効率相当値Ｋinを演算するフローである。
【０１１９】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑac、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec、吸気圧Ｐm、吸入ガス温度の前回値であるＴnn-1を読み込み、このうちＰmとＴnn-1からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ROUqcylを求め、このガス密度ROUqcylとシリンダガス重量Ｑcyl（＝Ｑac＋Ｑec）を用いてステップ３において
【０１２０】
【数６】
Ｋin＝Ｑcyl／(Ｖc／ROUqcyl)
ただし、Ｖc：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋinを演算する。
【０１２１】
ここで、体積効率相当値Ｋinの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【０１２２】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【０１２３】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐm＿vを読み込み、この出力電圧Ｐm＿vよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐm＿0に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐm1を吸気圧Ｐmとして演算する。
【０１２４】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐmの演算が簡単になっている。
【０１２５】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【０１２６】
図１８は吸入新気温度Ｔaを演算するフローである。
【０１２７】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔa＿vを読み込み、この出力電圧Ｔa＿vよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔa0に変換する。
【０１２８】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１２９】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰmn-1に基づいて圧力補正係数Ｋtmpiを、Ｋtmpi＝Ｐmn-1×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１３０】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋtmpiに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔaを、
【０１３１】
【数７】
Ｔa＝Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１３２】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑas0）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋvsp、吸気温度の吸気量補正値Ｋqaを求め、上記の数７式に代えて、
【０１３３】
【数８】
Ｔa＝Ｋvsp×Ｋqa×Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔaを求めればよい。
【０１３４】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔa0の値をそのまま吸入新気温度Ｔaとした後、処理を終了する。
【０１３５】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑacと吸入新気温度Ｔaとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと排気温度の前回値であるＴexhn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔexhn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋtlosを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔeを算出し、ステップ３では
【０１３６】
【数９】
Ｔn＝（Ｑac×Ｔa＋Ｑec×Ｔe）／（Ｑac＋Ｑec）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔnとする。
【０１３７】
図２２は燃料噴射量Ｑfを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎeとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮeとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍqdrvを求める。
【０１３８】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑf1に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑf1MAXによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑfとして演算する。
【０１３９】
図２５は排気温度Ｔexhを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰexhn-1を読み込む。
【０１４０】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔexhbを求める。
【０１４１】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0から排気温度の吸気温度補正係数Ｋtexh1を、Ｋtexh1＝（Ｔn0／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋtexh2を、排気圧の前回値Ｐexhn-1からＫtexh2＝（Ｐexhn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋeは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１４２】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎeから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を、ステップ８では指令開度VNTstepと排気量Ｑexhとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4をそれぞれ求める。
【０１４３】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔexhbに４つの各補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2、Ｋtexh3、Ｋtexh4を乗じて排気温度Ｔexhを計算する。
【０１４４】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔexhの演算精度が向上する。排気温度Ｔexhの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３４のフローで後述するように、排気温度Ｔexhは排気圧Ｐexhの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔexhの演算精度の向上が排気圧Ｐexhの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐexhの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を導入したものである。
【０１４５】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１４６】
【数１０】
図３１は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntの演算フローである。ステップ１では指令開度VNTstep、総排気重量Ｑtotal（＝Ｑas0＋Ｑf）、排気温度Ｔexhを読み込む。
【０１４８】
このうち総排気重量Ｑtotalと排気温度Ｔexhからステップ２で
【０１４９】
【数１１】
Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ［m3/sec］
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗexhを算出する。
【０１５０】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗexhの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξfricを演算する。ステップ４では指令開度VNTstepと総ガス重量Ｑtotalから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξconvを演算する。そして、これら２つの損失ξfric、ξconvをステップ５において指令開度VNTstepに乗算して、つまり
【０１５１】
【数１２】
Ａvnt＝ VNTstep×ξfric×ξconv
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０１５２】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐexhの演算のフローである。
【０１５３】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１５４】
【数１３】
Ｐexh0＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｋpexh：定数、
の式により排気圧Ｐexh0を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０１５５】
ここで、上記の有効面積相当値Ａvntと排気圧Ｐexh0の各演算方法は、次のようにして得たものである。
【０１５６】
〈１〉流路面積が縮小する場合の流れの基礎式
図４８のように緩やかに断面積が縮小する管内を流れる理想流体を考える。
【０１５７】
流体の圧力、流速、面積、比重をそれぞれＰ、ｗ、Ａ、ρとし、入口を添字１、出口を添字２とし、入口と出口の断面についてベルヌイ（Bernoulli）の定理を適用すると、
ｗ1 2／２＋Ｐ1／ρ＝ｗ2 2／２＋Ｐ2／ρ ・・・（1a）
また、連続の式より
Ａ1×ｗ1＝Ａ2×ｗ2 ・・・（1b）
したがって、両式からｗ1を消去すると、
【０１５８】
（３）式の右辺の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2を効率ηnとおくと、次の流れの基礎式を得る。
【０１５９】
Ｑ＝ηn×Ａ2×｛２ρ×(Ｐ1−Ｐ2)｝1/2 ・・・（４）
〈２〉ターボチャージャの状態方程式
次に、ターボチャージャ２でのコンプレッサ２ｂと仕事の釣合いの関係を調べる。なお、以下で使用する記号は図４９の通りである。
【０１６０】
コンプレッサ２ｂの実効仕事率Ｌcは、
Ｌｃ＝Ｑas0×Ｗc／ηc ［Ｗ］ ・・・（５）
ただし、Ｑas0：吸入新気重量流量［kg/sec］、
Ｗc：コンプレッサ理論仕事［Ｊ／kg］、
ηc：コンプレッサ効率相当値。
【０１６１】
また、タービン２ａの実効仕事率Ｌtは、
Ｌt＝ηt×Ｑtotal×Ｗt ［Ｗ］ ・・・（６）
ただし、Ｑtotal：総排気重量流量［kg/sec］、
Ｗt：タービン理論仕事［Ｊ／kg］、
ηt：タービン効率相当値。
【０１６２】
タービン２ａとコンプレッサ２ｂは軸を介して直結されているので、コンプレッサ２ｂとタービン２ａの実仕事率Ｌc、Ｌtが等しいとおけば（軸受けのフリクションは効率に含まれる）、ターボチャージャ２の状態方程式として次式を得る。
【０１６３】
（７）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧相当値、
ρe：排気の密度、
VNTstep：指令開度、
ηn：効率（損失分）、
の式を得る。
【０１６４】
（8a）式を排気圧Ｐexhについて整理すると、
ρe＝ρstd×(Ｔa／Ｔexh)×(Ｐexh／Ｐa) ・・・（10）
ただし、ρstd：標準大気の密度（≒1.1679g/cm3）、
Ｔa:コンプレッサ入口温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧、
であるが、この理論式では排気密度ρeを求めるのに排気圧Ｐexhを用いることになって具合が悪いので、
ρe≒ρstd×(Ｔa／Ｔexh)＝Ｔstd／Ｔexh ・・・（11）
ただし、Ｔstd：標準大気の温度（≒298.15Ｋ）、
の近似式を用いる。近似できる理由は、排気圧Ｐexhが高くなれば、排気温度Ｔexhも高くなるので、排気圧Ｐexhの変化分を排気温度Ｔexhに含めて考えることができるからである。
【０１６５】
したがって、（11）式を（９）式に代入することにより、次の式を得る。
【０１６６】
【０１６７】
ここで、（12a）式右辺のコンプレッサ理論仕事Ｗcとタービン理論仕事Ｗtは次式で与えられる。
【０１６８】
【数１４】
さて、（12a）式より、排気圧Ｐexhの演算式が求められたが、（12a）式中のηc、ηt、Ｗc、Ｗtの演算は複雑であり（ＥＣＵの能力が要る）、また、（14）式ではこれから求めようとする排気圧Ｐexhを知る必要があるので、さらに考える。
【０１７０】
いま、総排気重量Ｑtotalと吸入新気量Ｑas0および燃料噴射量Ｑf（単位はすべて［kg/sec］とする）の間には次の関係がある。
【０１７１】
Ｑtotal＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（15）
（15）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ａvnt×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐa)｝1/2＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（16a）
Ａvnt＝ηn×VNTstep ・・・（16b）
（16a）式の両辺を２乗して排気圧Ｐexhについて整理すると、次式が得られる。
【０１７２】
Ｐexh＝｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×(１／ρe)＋Ｐa ・・・（17）
ここでも、上記の排気密度ρeの近似式である（11）式を（17）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１７３】
【０１７４】
（18a）式は上記の（12a）式と等価であり、（18a）式による排気圧Ｐexhの演算式には、コンプレッサ２ｂ、タービン２ａの理論仕事の比（Ｗc／Ｗt）と各々の効率の積(ηc×ηt)が含まれており、（18a）式を用いれば、ターボチャージャ２の理論仕事Ｗc、Ｗtと効率ηc、ηtが未知であっても考慮したことになる。ゆえにあとは、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを求めればよい。
【０１７５】
〈４〉ノズルを流れるガスの効率ηn
効率ηnを含んだ可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntは上記の(8b)式、(16b)式で与えられるが、さらに効率ηnは次式で表すことができる。
【０１７６】
ξfric：摩擦損失。
【０１７７】
（19）式においてノズル損失ξconvは、ノズル開度毎に決まる損失であり、縮まり管の場合、（３）式からわかるように１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2が効率になる。
【０１７８】
しかしながら、流速の変化が大きい場合、１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値をそのままノズル損失ξconvとみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いので、ノズル開度に対する効率のテーブルを持たせることで記述している（図３３参照）。
【０１７９】
また、（19）式の摩擦損失ξfricは、ノズル内部の流れを層流とみなすとハーゲンポアズイユ（Hagen-Poiseuille）の式が成り立ち、流速の平方根に摩擦損失ξfricが比例する。そこで、
Ｗexh＝Ｑtotal／ρe ・・・（20）
の式により体積流量相当値Ｗexhを算出し、これの平方根を排気流速として、これにより摩擦損失ξfricを検索する（図３２参照）。
【０１８０】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（20）式に代入して、
【０１８１】
次に、図３６はＥＧＲ(流)量Ｑeを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１８２】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求める。
【０１８３】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑeを、これら吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveとから、
【０１８４】
【数１５】
Ｑe＝Ａve×｛(Ｐexh−Ｐm)×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）
の式により計算する。
【０１８５】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込み、このうちＮeとＱfとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔnから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍegrを計算する。
【０１８６】
図４１は要求ＥＧＲ(流)量Ｔqeの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、目標ＥＧＲ率Ｍegr、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑacに目標ＥＧＲ率Ｍegrをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを計算する。
【０１８７】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１８８】
【数１６】
Ｒqec＝Ｒqecn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqec×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqecを演算し、この中間処理値Ｒqecと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを用いてステップ４で
【０１８９】
【数１７】
Ｔqec＝Ｍqec×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqecn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１９０】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecから、
【０１９１】
【数１８】
Ｔqe＝（Ｔqec／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔqeを計算する。
【０１９２】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、要求ＥＧＲ量Ｔqeを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを、
【０１９３】
【数１９】
Ｔav＝Ｔqe／｛（Ｐexh−Ｐm）×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１９４】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍliftを求め、この目標リフト量Ｍliftに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttとして求める。
【０１９５】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１９６】
このように、本発明の実施形態では、吸気量(の加重平均値)Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、可変ノズルの有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexhの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１３式を用いて排気圧Ｐexhを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０１９７】
また、有効面積相当値Ａvntを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度VNTstepとの積で与えるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０１９８】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnは摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０１９９】
また、摩擦損失ξfricを、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξfricを精度よく与えることができる。
【０２００】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（上記（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξconvを、指令開度VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０２０１】
また、指令開度VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。
【０２０２】
次に、図４４、図４５は第２実施形態の演算フローで、それぞれ第１実施形態の図３６、図４２に置き換わるものである。なお、第１実施形態と同一部分には同一のステップ番号をつけている。
【０２０３】
第１実施形態では、上記の数１５式に示したように、排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差圧からＥＧＲ流量Ｑeを演算していたが、第２実施形態では、さらにＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮するようにしたもので、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となる。
【０２０４】
第１実施形態と相違する部分を主に説明すると、図４４のステップ１１で吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsのほか、排気温度Ｔexhを読み込む。ステップ１２では、
【０２０５】
【数２０】
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ａvps：ＥＧＲ弁５７の全開面積相当値、
λ：ＥＧＲ通路５４の直管損失係数、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
ｌ：ＥＧＲ通路５４の長さ、
ζ：ＥＧＲ通路５４の曲り管損失係数、
ｇ：重力の加速度、
Ｃv：定数、
の式によりＥＧＲ流量Ｑeを演算する。
【０２０６】
ただし、ＥＧＲ通路の直管損失係数λと曲がり管損失係数ζは次の式により計算すればよい。なお、数２０式において、λは直管損失モデル（ブラジウスの式）より、またζは曲がり管損失モデル（ワイズバッハの式）により得られるものである。
【０２０７】
【数２１】
Ｔstd：標準大気温度、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
Ｒ：ＥＧＲ通路５４の曲率半径、
ｎ：ＥＧＲ通路５４の曲がり部の数。
【０２０８】
上記の数２０式は、公知の式をＥＧＲガスの流れに当てはめて得られる式である。たとえば、次のようにして数２０式を導くことができる。上記の数１式の第３式に上記の（４）式を適用して
Ｑegr＝Ａegr×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（22a）
Ａegr＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（22b）
ただし、Ａegr：ＥＧＲ弁５７の有効面積相当値、
Ａve：ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値、
ηn2：ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率、
Ｃv：定数。
【０２０９】
これは、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveに対して新たにηn2×Ｃvを導入したものである。
【０２１０】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（22a）式に代入して、
Ｑe＝Ａegr×｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（23）
ただし、Ｔstd：標準大気温度。
【０２１１】
また、（22b）式の効率ηn2を第１実施形態にならって
ηn2＝ξconv-egr×ξfric-egr ・・・（24）
ξconv-egr：ＥＧＲ弁５７での損失、
ξfric-egr：ＥＧＲ通路５４の摩擦損失
とする。
【０２１２】
ここで、ＥＧＲ弁５７での損失ξconv-egrを縮まり管の原則通りに、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2 ・・・（25）
とおく。
【０２１３】
一方、ＥＧＲ通路５４の摩擦損失ξfric-egrはダルシーワイズバッハ（Darcy-Weisbach）の式より、
λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度
と表すことができる。
【０２１４】
（25）式、（26）式を（24）式に代入して、
【０２１５】
【０２１６】
さて、上記の数２０式のもととなった式（22a）式、（22b）式は、一般的には定常流の式であるため、非定常流では使えないというのが定説である。しかしながら、このたび、数２０式を用いて実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、数２０式によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【０２１７】
また、図４５のステップ１１、１２では、図４４のステップ１１、２と同様にして、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込み、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求め、このＡveを用いて、ステップ１３で
【０２１８】
【数２２】
【０２１９】
数２２式は次のようにして得たものである。上記の（22a）式、（22b）式で開口面積相当値Ａveに対して定数Ｃvと効率ηn2を導入したので、これに合わせて、ＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを考えるときも
Ｔav＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（29）
のように開口面積相当値Ａveに対して同じ値の定数Ｃvと効率ηn2を導入する。ここで、効率ηn2は（27）式により与えられているから、（27）式を（29）式に代入することで、数２２式が得られる。
【０２２０】
このように、第２実施形態では、ＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮したので、より精度の高いＥＧＲ量Ｑeの演算が可能となる。
【０２２１】
さらに述べると、通路の開口面積相当値を、通路を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限られるというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを上記の効率ηn2で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、第２実施形態によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を容易に考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となったのである。
【０２２２】
ここで、図９をみると、ＥＧＲ量Ｑeからシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecが、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecからシリンダ吸入ガス温度Ｔnが、シリンダ吸入ガス温度Ｔnからサイクル処理値Ｔn0が、サイクル処理値Ｔn0から排気温度Ｔexhが、排気温度Ｔexhから排気圧Ｐexhが演算されるので、ＥＧＲ量Ｑeの演算精度を高めることは、排気圧Ｐexhの演算精度を高めることに結びつく。したがって、演算精度の向上した排気圧Ｐexhに基づくことで、過給圧（吸入新気量）とＥＧＲ量を、さらに精度よく制御することが可能となる。
【０２２３】
また、ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率ηn2を、ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrとＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積としたので、ＥＧＲ弁５７での圧力損失とＥＧＲ通路５４の摩擦損失を別個に考慮できる。
【０２２４】
また、直管損失係数λを、上記の数２０式により演算するようにしたので、排気圧Ｐexhが急激に変化する過渡時にも直管損失係数λを応答よく求めることができる。
【０２２５】
図４６は第３実施形態の可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの演算フローで、第１実施形態の図３１に置き換わるものである。
【０２２６】
第３実施形態は、第１実施形態の効率ηnの演算を簡略化したものである。具体的には、ステップ１で指令開度VNTstepと排気流量Ｑexhを読み込み、これらからステップ２において図４７を内容とするマップを検索することにより有効面積の補正値Ｋvntを求め、これをステップ３において指令開度VNTstepに乗算して有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０２２７】
ここで、補正値Ｋvntは、第１実施形態の効率ηn（＝ξfric×ξconv）に相当する値である。
【０２２８】
このように、第３実施形態では、可変ノズルを流れるガスの効率ηnの演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【０２２９】
図５０は第４実施形態の排気圧（タービン入口圧）の演算フローで、第１実施形態の図３４に置き換わるものである。
【０２３０】
第１実施形態では、ノズル２ｄを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れである（図４８参照）と仮定して排気圧を演算したのに対して、第４実施形態は、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れ（図５２参照）と仮定して求めるものである。図５０において具体的には、ステップ１１で
【０２３１】
【数２３】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh
ただし、Ｋpexhn：定数、
の式によりタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを演算し、このＰexhrと大気圧Ｐaからステップ１２において図５１を内容とするマップを検索することにより排気圧Ｐexh0を求める。後は、図３４と同じであり、このＰexh0に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０２３２】
ここで、どのようにして数２３式の排気圧の演算方法を得たかを次に説明する。
【０２３３】
〈５〉先細ノズルの場合の流れの基礎式
タービンノズルを通過する通過する流れを考察すると、外部との熱の出入りや仕事がほとんどないため、流体の持つエネルギは、内部エネルギの減少分が運動エネルギと押し出し仕事に変化すると考えられる。また、エンジンの排気は、低圧・高温なので理想気体とみなせる。したがって、タービンノズルを通過する排気の流れは、「理想気体が断熱変化をして流動する」と考えることができる。
【０２３４】
さて、タービンノズルのような先細ノズルにおいて、図５２に示したように、圧力、比容積、流速、面積、温度、比熱比、気体定数をそれぞれ、Ｐ、ｖ、ｗ、Ａ、Ｔ、κ、Ｒとし、入口を添字１、出口を添字２とすると、
【０２３５】
【数２４】
である。また、定常流動のエネルギ基本式から、次式が成り立つ。
【０２３７】
【数２５】
数２３式に（31）式を代入して、
【０２３９】
【数２６】
あるいはＰ1Ｖ1＝ＲＴ1から、
【０２４１】
【数２７】
先細ノズルでは、入口流速ｗ1は出口流速ｗ2に比べてきわめて小さいので省略すると、ノズル出口端の速度ｗ2は次式で与えられる。
【０２４３】
【数２８】
ノズルの各断面を単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、
Ｑ＝Ａ2×ｗ2／ｖ2＝ρe×Ａ2×ｗ2［kg/sec］ ・・・（33）
である。また、ノズル内を流れる流体は理想気体で断熱変化するものとみなしているから、上記の（31）式より、
【０２４５】
【数２９】
である。
【０２４７】
（33）式に（32）式と（34）式を代入すると、
【０２４８】
【数３０】
（35）式が先細ノズルの場合の流れの基礎式である。
【０２５０】
〈６〉先細ノズルの場合の排気圧予測式の検討
図４９を参照する。（15）式から
Ｑas0＋Ｑf＝Ｑtotal［kg/sec］ ・・・（36）
である。この（36）式の右辺に、面積が縮小するノズルの流れの式である上記の（35）式を適用して、
【０２５１】
【数３１】
の式を得る。
【０２５３】
ここで、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
【０２５４】
【数３２】
とおくと、（37a）式は
【０２５６】
【０２５７】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×Ｔexh［Ｐａ］・・・（41a）
Ｋpexhn＝(１／(２×ρe))×(κe／(κe−１)) ・・・（41b）
ただし、Ｋpexhn：定数。
【０２５８】
さて、上記の数１３式のように、ノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものでは、標準状態（298Ｋ、0.1ＭＰａ）において排気圧の高い演算精度が得られるのであるが、実験によると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下することがわかっている。これは、数１３式が比重の変化を考慮してはいるが、まだ正確でないためと思われる。
【０２５９】
これに対して、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定して求めた第４実施形態によれば、演算式により単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られることになった。
【０２６０】
しかも第４実施形態でマッチングしなければならない図５１の特性は、図示のように単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度は高いのである（実験により確認している）。
【０２６１】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置を用いた場合で説明したが、これに限定されるものでない。たとえばユニットインジェクタを用いる場合にも適用可能である。
【０２６２】
実施形態ではディーゼルエンジンの場合で説明したが、ガソリンエンジンに対しても適用できることはいうまでもない。
【０２６３】
実施形態ではコンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサ７３を設けた場合で説明したが、上記ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを搭載する車両が標準大気（やこれに近い大気）のもとで運転される限りにおいては、コンプレッサ入口圧センサは不要である。このときは、標準大気に対するＰaの値を設定してやれば済むからである。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】第２実施形態のＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４５】第２実施形態の指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４６】第３実施形態のノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図４７】第３実施形態の有効面積補正値の特性図。
【図４８】流路面積が縮小する流れのモデル図。
【図４９】吸排気系の力学的釣合いの検討に使用したモデル図。
【図５０】第４実施形態の排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図５１】第４実施形態の排気圧Ｐexh0の特性図。
【図５２】先細ノズルのモデル図。
【図５３】５変数と排気量、ＥＧＲ量の関係を示すブロック図。
【図５４】第１の発明のクレーム対応図。
【図５５】第９の発明のクレーム対応図。
【図５６】第１６の発明のクレーム対応図。
【図５７】第２４の発明のクレーム対応図。
【図５８】第３１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
１ エンジン本体
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１０ コモンレール式燃料噴射装置
１６ コモンレール
１７ 燃料噴射弁
４１ 電子制御ユニット
５４ ＥＧＲ通路
５７ ＥＧＲ弁
７２ 吸気圧センサ
Claims (33)
- タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量Ｑ as0 と、エンジンの負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気庄Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛（Ｑas0＋Ｑｆ）／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算することを特徴とする排気圧検出装置。 - タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhnを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛（Ｑas0＋Ｑf）／Ａvnt｝2×Ｔexh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気庄Ｐｅｘｈを演算することを特徴とする排気圧力検出装置。 - 前記コンプレッサ入口圧を検出するセンサを備えることを特徴とする請求項１または２に記載の排気圧検出装置。
- 前記有効面積相当値は、前記可変ノズルを流れるガスの効率と前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値との積であることを特徴とする請求項１から３までのいずれか一つに記載の排気圧検出装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、摩擦損失とノズル損失の積であることを特徴とする請求項４に記載の排気圧検出装置。
- 前記摩擦損失は、排気流速相当値の平方根に比例する値であることを特徴とする請求項５に記載の排気圧検出装置。
- 前記ノズル損失は、前記ノズル開度指令値と総排気重量に応じた値であることを特徴とする請求項５に記載の排気圧検出装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、前記ノズル開度指令値と排気量に応じた値であることを特徴とする請求項４に記載の排気圧検出装置。
- 前記排気温度を検出する手段が、
吸気圧を検出するセンサと、
前記推定された排気圧とこの吸気圧の差圧を演算する手段と、
前記ＥＧＲ弁の実開度より前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を演算する手段と、 この開口面積相当値と前記差圧とに基づいてＥＧＲ量を演算する手段と、
このＥＧＲ量とエンジン回転数に基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量を演算する手段と、
このシリンダ吸入ＥＧＲ量とコンプレッサ入口温度とシリンダ吸入新気量と前回の排気温度に基づいてシリンダ吸入ガス温度を演算する手段と、
このシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値を演算する手段と、
燃料噴射量を演算する手段と、
この燃料噴射量のサイクル処理値を演算する手段と、
このサイクル処理値に基づいて排気温度基本値を演算する手段と、
前記シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値から吸気温度補正係数を演算する手段と、
この補正係数で前記排気温度基本値を補正して今回の排気温度を演算する手段と
からなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正することを特徴とする請求項１から８までのいずれか一つに記載の排気圧検出装置。 - 前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率は、前記ＥＧＲ弁での圧力損失と排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失との積であることを特徴とする請求項９に記載の排気圧検出装置。
- 前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算することを特徴とする請求項１０に記載の排気圧検出装置。 - 前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算することを特徴とする請求項１０に記載の排気圧検出装置。 - 前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算することを特徴とする請求項１２に記載の排気圧検出装置。 - 前記ノズル開度指令値と排気量に応じて排気温度のノズル開度補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項９から１３までのいずれか一つに記載の排気圧検出装置。
- 吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数に応じて排気温度のスワール補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項９から１４までのいずれか一つに記載の排気圧検出装置。
- タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量Ｑ as0 と、エンジンの負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気庄Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛（Ｑas0＋Ｑｆ）／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する手段と、
吸気圧を検出するセンサと、
前記推定した排気圧とこの吸気圧の差圧を演算する手段と、
エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率を演算する手段と、
この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量を演算する手段と、
この要求ＥＧＲ量と前記差圧とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積を演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段と
を設けたことを特徴とするエンジンの制御装置。 - タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛（Ｑas0＋Ｑf）／Ａvnt｝2×Ｔ exh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気気庄Ｐｅｘｈを演算する手段と、
吸気圧を検出するセンサと、
前記推定した排気圧とこの吸気圧の差圧を演算する手段と、
エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率を演算する手段と、
この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量を演算する手段と、
この要求ＥＧＲ量と前記差圧とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積を演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段と
を設けたことを特徴とするエンジンの制御装置。 - 前記コンプレッサ入口圧を検出するセンサを備えることを特徴とする請求項１６または１７に記載のエンジンの制御装置。
- 前記有効面積相当値は、前記可変ノズルを流れるガスの効率と前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値との積であることを特徴とする請求項１６から１８までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、摩擦損失とノズル損失の積であることを特徴とする請求項１９に記載のエンジンの制御装置。
- 前記摩擦損失は、排気流速相当値の平方根に比例する値であることを特徴とする請求項２０に記載のエンジンの制御装置。
- 前記ノズル損失は、前記ノズル開度指令値と総排気重量に応じた値であることを特徴とする請求項２０に記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、前記ノズル開度指令値と排気量に応じた値であることを特徴とする請求項１９に記載のエンジンの制御装置。
- 前記排気温度を検出する手段が、
前記ＥＧＲ弁の実開度より前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を演算する手段と、
この開口面積相当値と前記差圧とに基づいてＥＧＲ量を演算する手段と、
このＥＧＲ量とエンジン回転数に基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量を演算する手段と、
このシリンダ吸入ＥＧＲ量とコンプレッサ入口温度とシリンダ吸入新気量と前回の排気温度に基づいてシリンダ吸入ガス温度を演算する手段と、
このシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値を演算する手段と、
燃料噴射量を演算する手段と、
この燃料噴射量のサイクル処理値を演算する手段と、
このサイクル処理値に基づいて排気温度基本値を演算する手段と、
前記シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値から吸気温度補正係数を演算する手段と、
この補正係数で前記排気温度基本値を補正して今回の排気温度を演算する手段と
からなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正することを特徴とする請求項１６から２３までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。 - 前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率は、前記ＥＧＲ弁での圧力損失と排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失との積であることを特徴とする請求項２４に記載のエンジンの制御装置。
- 前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算することを特徴とする請求項２５に記載のエンジンの制御装置。 - 前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算することを特徴とする請求項２５に記載のエンジンの制御装置。 - 前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算することを特徴とする請求項２７に記載のエンジンの制御装置。 - 前記ノズル開度指令値と排気量に応じて排気温度のノズル開度補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項２４から２８までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数に応じて排気温度のスワール補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項２４から２９までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量Ｑ as0 と、エンジンの負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexh とを用い、排気庄Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛（Ｑas0＋Ｑｆ）／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐ a
の式により演算する手段と、
吸気圧を検出するセンサと、
前記推定した排気圧とこの吸気圧の差圧を演算する手段と、
この差圧に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失を演算する手段と、
この直管損失と前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失とに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失を演算する手段と、
前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を演算する手段と、
この開口面積相当値に基づいて前記ＥＧＲ弁での圧力損失を演算する手段と、
このＥＧＲ弁での圧力損失と前記ＥＧＲ通路の摩擦損失の積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率として演算する手段と、
この効率で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積として演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段と
を設けたことを特徴とするエンジンの制御装置。 - タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量Ｑ as0 と、エンジン負荷としての燃料噴射量Ｑfと、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａ vnt と、前記タービン入口の排気温度Ｔ exh と、前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐ a と、定数Ｋ pexhn とを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛（Ｑas0＋Ｑf）／Ａvnt｝2×Ｔexh
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrと前記可変容量ターボチャージャのコンプレッサ入口圧Ｐaとからマップを検索することにより排気庄Ｐｅｘｈを演算する手段と、
吸気圧を検出するセンサと、
前記推定した排気圧とこの吸気圧の差圧を演算する手段と、
この差圧に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失を演算する手段と、
この直管損失と前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失とに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失を演算する手段と、
前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を演算する手段と、
この開口面積相当値に基づいて前記ＥＧＲ弁での圧力損失を演算する手段と、
このＥＧＲ弁での圧力損失と前記ＥＧＲ通路の摩擦損失の積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率として演算する手段と、
この効率で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積として演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段と
を設けたことを特徴とするエンジンの制御装置。 - 前記コンプレッサ入口圧を検出するセンサを備えることを特徴とする請求項３１または３２に記載のエンジンの制御装置。
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