JP4941069B2 - 内燃機関の吸気制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、エンジン（内燃機関）の吸気制御装置に関し、特に、スロットル制御において応答性を改善した技術に関する。

従来、一般的なエンジン（内燃機関）では、スロットル弁によって吸入空気量（吸気量）を制御しているが、スロットル弁による絞り損失を無くし、燃費向上を図るため、吸気弁の作動特性（バルブタイミング、リフト量）を可変制御することによって、吸気量を制御するものがある。

ただし、乗用車等でブレーキの負圧源やパージガス、ブローバイガスを吸気系に吸引するため吸気負圧を要する場合は、スロットル弁を備えて所定条件で吸気負圧を発生させる必要があり、また、低負荷域では、吸気弁による吸気量制御が難しくなるため、スロットル弁による制御（スロットル制御）に切り換えるようにしたものがある。

しかし、スロットル制御による吸気量制御は、マニホールド容積、シリンダまでの輸送遅れに伴い、吸気弁による吸気量制御に比較して応答遅れが大きく、高応答なトルク制御を行えなかった。

上記に鑑み、特許文献１には、スロットル開度を入力としエンジントルクを出力とする吸気系モデルを構築し、目標トルクを得る目標スロットル開度を、吸気系モデルの伝達関数における各係数の値を同定しつつ算出して、高応答なトルク制御を図った技術が開示されている。
特開２００２−３０９９９０号公報

特許文献１は、ＭＲＡＣＳと称される手法をエンジンに適用したものであり、目標エンジントルクまたはエンジントルクに見合った目標シリンダ充填空気量を、物理現象を考慮しない一般的な伝達関数の係数を同定して直接求める算出方式であるが、エンジンに適用した場合、運転状態の変化に追従して係数を同定させることが、実質的には困難であり、かかるフィードフォワード制御での精度バラツキを補うためフィードバック制御を併用する必要もあり、極めて複雑な制御となって実用性に乏しいものであった。

本発明は、このような従来の課題に着目してなされたもので、物理現象を考慮したスロットル制御伝達関数モデルにおける中間パラメータを制御することにより、安定性を保証しつつ高応答なトルク制御を実現できる内燃機関の吸気制御装置を提供することを目的とする。

そのため本発明では、
運転者の要求トルク相当の目標シリンダ吸気量を算出する目標シリンダ吸気量算出手段と、
機関運転状態に基づいて、吸気弁が開いてからシリンダ内圧が排気圧から徐々に低下して吸気上死点より遅れて吸気圧と等しくなる実効上死点位置と、吸気弁閉時期より前にシリンダ内圧が吸気圧に達して断熱圧縮変化が開始する実効吸気弁閉時期と、を求め、前記実効上死点位置におけるシリンダ容積と前記実効吸気弁閉時期におけるシリンダ容積との差としてシリンダ実効容積を算出するシリンダ実効容積算出手段と、
前記目標シリンダ吸気量及び前記シリンダ実効容積に基づいて、前記目標シリンダ吸気量を実現するのに必要な目標吸気圧を算出する目標吸気圧算出手段と、
前記目標吸気圧の変化の規範となる応答を実現する時定数である規範応答時定数を算出する時定数算出手段と、
マニホールドプラントモデルを用いて現在の吸気圧の推定値である仮想吸気圧を算出する仮想吸気圧算出手段と、
前記シリンダ実効容積及び前記仮想吸気圧に基づいて、現在の単位時間当たりのシリンダ吸気量の推定値である仮想シリンダ吸気量（Ｑ _Ｅ ’）を算出する仮想シリンダ吸気量算出手段と、
前記目標吸気圧と前記仮想吸気圧との偏差に基づき、前記規範応答時定数でもって目標吸気圧を達成するために必要な単位時間当たりの目標吸気量変化量を求める目標吸気量変化量算出手段と、
前記仮想シリンダ吸気量（Ｑ _Ｅ ’）に前記目標吸気量変化量を加算して、スロットル弁を通過する単位時間当たりの目標吸気量を求める手段と、
この単位時間当たりの目標吸気量からスロットル弁の目標開口面積を求め、スロットル弁を制御するスロットル制御手段と、を備える。
また、時定数算出手段は、機関回転速度に対応した規範応答時定数基本値を所定のマップを参照して算出する規範応答時定数基本値算出手段と、少なくとも機関運転状態に基づき制御系の所定の減衰特性を得るため所定の目標限界減衰係数を含むパラメータにより規範応答時定数下限値を算出する規範応答時定数下限値算出手段と、を有しており、規範応答時定数基本値と規範応答時定数下限値とを比較し、これらのうち大きい値を選択し、規範応答時定数として算出する。

本発明によれば、スロットル制御伝達関数モデルを用い、エンジンの運転状態を考慮した規範応答時定数を中間パラメータとして吸気圧制御（及びスロットル制御）を行うことにより、エンジンの運転状態に変動が生じても所望の減衰特性となるように吸気圧制御（及びスロットル制御）を行うことが可能となるので、安定性を保証しつつ所望の応答でトルク制御を実現することができる。

また、規範応答時定数を算出する時定数算出手段は、規範応答時定数基本値と規範応答時定数下限値と算出した後、これらの値をセレクトハイした結果を規範応答時定数として算出するので、常に規範応答時定数下限値以上にて吸気圧制御（及びスロットル制御）を行うことが可能となるため、エンジンの運転状態に応じて、オーバーシュート等を抑制しつつ高応答なトルク制御を実現することができる。

更に、スロットル弁以外の吸気弁の作動角やバルブリフト量あるいは作動角中心位相を可変として吸気量を制御する可変動弁機構を備えたものにおいて、該可変動弁機構の作動の有無に関わらず、安定性を保証しつつ所望の応答でトルク制御を実現できる。ただし、このような可変動弁機構を備えないエンジンにおいても、シリンダ実効容積を算出することにより、本発明を適用することが可能である。

以下、本発明の実施形態を、図面を参照して詳細に説明する。

図１は、エンジン（内燃機関）の構成図である。

エンジン１の各気筒のピストン５１により画成される燃焼室５２には、点火栓５３を囲むように、吸気弁５４及び排気弁５５を備えている。吸気は吸気通路５６を通って吸気弁５４から燃焼室５２内に吸入される。尚、吸気通路５６の途中にはマニホールド部（吸気マニホールド）５７が配設されている。燃焼室５２内の排気は、排気弁５５から排気通路５８を通って排出される。

吸気弁５４は、バルブ作動特性を可変な可変動弁機構１００により制御される。この可変動弁機構１００は、後述するように吸気弁５４の作動角である吸気作動角及びバルブリフト量を連続的に変更する作動角変更機構１０と、吸気作動角の中心位相である吸気中心位相を連続的に変更する位相変更機構２０とで構成される。排気弁５５については、本実施形態では弁特性を固定とするが、吸気弁５４と同様に可変動弁装置によって弁特性を可変な構成としてもよい。

吸気通路５６には、マニホールド部５７の上流に、スロットル弁５９が設けられている。吸気通路５６にはまた、各気筒毎の吸気ポート部分に、電磁式の燃料噴射弁６０が設けられている。

ここにおいて、点火栓５３、可変動弁装置１００（作動角変更機構１０、位相変更機構２０）、スロットル弁５９及び燃料噴射弁６０の作動は、コントロールユニット（ＥＣＵ）６１により制御される。

このＥＣＵ６１には、エンジン回転に同期してクランク角信号を出力することによりクランク角位置θと共にエンジン回転速度Ｎｅを検出可能なクランク角センサ６２、アクセル開度（アクセル踏込み量）を検出するアクセルペダルセンサ６３、吸気通路のスロットル弁５９上流にてマニホールド部５７へ流入する空気流量を計測する熱線式のエアフローメータ６４、マニホールド部５７内の温度（吸気温度）を検出する吸気温度センサ６５等からの信号が入力される。

燃料噴射弁６０の燃料噴射時期及び燃料噴射量は、エンジン運転条件に基づいて制御するが、燃料噴射量は、後述のごとく制御されるシリンダ吸気量に対し、所望の空燃比となるように制御する。

点火栓５３による点火時期は、エンジン運転条件に基づいて、ＭＢＴ（トルク上の最適点火時期）又はノック限界に制御する。

図２は、上記作動角変更機構を示している。各気筒には一対の吸気弁５４が設けられ、これら吸気弁５４の上方には中空状の吸気駆動軸３が気筒列方向に延在している。吸気駆動軸３には、吸気弁５４のバルブリフタ５４ａに当接して吸気弁５４を開閉駆動する揺動カム４が相対回転可能に外嵌している。

吸気駆動軸３と揺動カム４との間には、吸気弁５４の作動角である吸気作動角及びバルブリフト量を連続的に変更する電動式の作動角変更機構１０が設けられている。吸気駆動軸３の一端部には、図外のクランクシャフトに対する吸気駆動軸３の位相を変化させることにより、上記吸気作動角の中心位相である吸気中心位相を連続的に変更する電動式の位相変更機構２０が配設されている。

作動角変更機構１０は、図２及び図３に示すように、吸気駆動軸３に偏心して固定的に設けられる円形の駆動カム１１と、この駆動カム１１の相対回転可能に外嵌するリング状リンク１２と、吸気駆動軸３と略平行に気筒列方向へ延びる制御軸１３と、この制御軸１３に偏心して固定的に設けられた円形の制御カム１４と、この制御カム１４に相対回転可能に外嵌すると共に、一端がリング状リンク１２の先端に連結されたロッカアーム１５と、このロッカアーム１５の他端と揺動カム４とに連結されたロッド状リンク１６と、を有している。制御軸１３は、電動アクチュエータ１７によりギア列１８を介して所定の制御範囲内で回転駆動される。

上記の構成により、クランクシャフトに連動して吸気駆動軸３が回転すると、駆動カム１１を介してリング状リンク１２がほぼ並進移動すると共に、ロッカアーム１５が制御カム１４の軸心周りに揺動し、ロッド状リンク１６を介して揺動カム４が揺動して吸気弁５４が開閉駆動される。

また、制御軸１３の回転角度を変化させることにより、ロッカアーム１５の揺動中心となる制御カム１４の軸心位置が変化して揺動カム４の姿勢が変化する。これにより、吸気中心位相が略一定のままで、吸気作動角及びバルブリフト量が連続的に変化する。

このような作動角変更機構１０は、駆動カム１１の軸受部分や制御カム１４の軸受部分等の各部材の連結部分が面接触となっているため、潤滑が行い易く、耐久性，信頼性に優れている。また、吸気弁５４を駆動する揺動カム４が吸気駆動軸３と同軸上に配置されているため、例えば揺動カム４を吸気駆動軸３とは異なる別の支軸で支持するような構成に比して、制御精度に優れていると共に、装置自体がコンパクトなものとなり、機関搭載性に優れている。特に直動式の動弁系には、大きなレイアウトの変更を加えることなく適用することができる。更に、リターンスプリング等の付勢手段をあえて必要としないために、動弁系のフリクションも低く抑制される。

図４は、電動式の位相変更機構２０を示している。この位相変更機構２０は、クランクシャフトと同期して回転するカムスプロケット２５に固定され、このカムスプロケット２５と一体的に回転する第１回転体２１と、ボルト２２ａにより吸気駆動軸３の一端に固定され、この吸気駆動軸３と一体的に回転する第２回転体２２と、ヘリカルスプライン２６により第１回転体２１の内周面と第２回転体２２の外周面とに噛合する筒状の中間ギア２３と、を有している。

この中間ギア２３には３条ネジ２８を介してドラム２７が連結されており、このドラム２７と中間ギア２３との間にねじりスプリング２９が介装されている。中間ギア２３は、ねじりスプリング２９によって遅角方向（図４の左方向）へ付勢されており、電磁リターダ２４に電圧を印加して磁力を発生すると、ドラム２７及び３条ネジ２８を介して進角方向（図４の右方向）へ動かされる。この中間ギア２３の軸方向位置に応じて、回転体２１，２２の相対位相が変化して、クランクシャフトに対する吸気駆動軸３の位相が変化する。

上記の電磁リターダ２４は、上記ＥＣＵ６１からの制御信号によりエンジン１の運転状態に応じて駆動制御される。

従って、エンジン１は、吸気弁５４に作動角変更機構１０と位相変更機構２０とで構成される可変動弁機構１００を備えているので、スロットル弁５９を略全開に保持しつつ（ノンスロットル状態）、運転者の要求トルクに応じて、吸気弁５４の吸気作動角及びバルブリフト量と、吸気作動角の中心位相である吸気中心位相とを制御することにより、吸気量を制御して、実質的なノンスロットル運転を実現することができる。すなわち、運転者の要求トルクが減少した場合は、作動角変更機構１０により吸気弁５４の吸気作動角及びバルブリフト量を小さくすると共に、位相変更機構２０により吸気中心位相を進角するように吸気弁５４のバルブ作動特性を制御することで、前記要求トルクに応じた吸気量となるように制御することができる。

しかしながら、ブレーキ（図示せず）の負圧源等に吸気負圧を要する場合は、スロットル弁５９を用いて所定条件で吸気負圧を発生させる必要があり、また、前記要求トルクが小さい領域（低負荷域）では、吸気弁５４による吸気量制御が難しくなる場合がある。このため、スロットル弁５９による吸気量制御を行う必要がある。

図５は、上記ＥＣＵ６１においてなされるスロットル弁５９による吸気量制御のメインブロック図を示す。

シリンダ実効容積算出部は、エンジン１の運転状態及び吸気弁５４の作動特性（特にバルブタイミング）によって、シリンダの吸気行程相当のシリンダ実効容積を算出する。

仮想吸気圧算出部は、スロットル弁５９の目標開口面積に基づいて、吸気系の内部モデルを用いて現在の吸気圧（マニホールド内圧）推定値である仮想吸気圧を算出する。

仮想シリンダ吸気量算出部は、前記シリンダ実効容積と仮想吸気圧に基づいて、現在のシリンダ吸気量の推定値である仮想シリンダ吸気量を算出する。

一方、目標シリンダ吸気量算出部は、アクセル開度ＡＰＯ、エンジン回転速度Ｎｅ等に基づいて、運転者の要求トルク相当の目標シリンダ吸気量を算出する。

目標吸気圧算出部は、前記現在のシリンダ実効容積において、目標シリンダ吸気量を実現するための目標吸気圧を算出する。

時定数算出部は、運転性その他の要求に応じて、目標吸気圧を目標とする応答で実現するための規範応答時定数τ_pmを算出する。尚、この時定数算出部は、後述する規範応答時定数下限値τ_LIM演算部と、規範応答時定数τ_pm演算部とを備えている。

目標吸気圧変化量算出部は、目標吸気圧と仮想吸気圧との偏差ΔＰ_Mと規範応答時定数τ_pmとに基づいて、目標吸気圧変化量を算出する。

目標吸気量変化量算出部は、前記目標吸気圧変化量を目標吸気量変化量（質量変化量）に換算する。

前記仮想シリンダ吸気量（時間当たりの量に換算）に前記目標吸気量変化量を加算することで、スロットル弁を通過する時間当たりの目標吸気量を算出する。

目標開口面積算出部は、前記目標吸気量に基づいてスロットル弁５９の目標開口面積を算出する。

目標開度算出部は、前記目標開口面積を、スロットル弁５９の目標開度（目標スロットル開度）に変換する。

スロットル弁制御部は、前記目標開度（目標スロットル開度）に基づいて、スロットル弁５９を制御する。

次に、上記各算出部の詳細を説明する。

まず、シリンダ実効容積算出部の詳細を、図６に示すブロック図に基づいて説明する。

静的には、吸気弁閉時期ＩＶＣでのシリンダ容積から上死点ＴＤＣでのシリンダ容積を差し引いた値が行程容積であるが、実際には、吸気行程開始時期及び終了時期は、それぞれの上死点ＴＤＣ、吸気弁閉時期ＩＶＣに対してずれを生じる。

図７は、吸気行程時のバルブ特性、筒内圧力、吸気弁通過空気流量の変化の様子を示す。尚、吸気弁閉時期ＩＶＣは下死点後に制御される場合を示す。

図示のように、吸気弁閉時期ＩＶＣより前に、シリンダ内圧が吸気圧に達して断熱圧縮変化が開始、つまり吸気行程が終了する。この吸気弁閉時期ＩＶＣに対して実際の吸気行程が終了する時期の進み量は、エンジン回転速度Ｎｅが高いときほど、また、バルブリフト量が小さいときほど慣性の影響が大きくなって増大する。

そこで、図６において、まず、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣにより決定される吸気弁のバルブ特性から、バルブリフト量（最大リフト量）Ｉｖを算出する。

次いで、前記進み量をＩＶＣオフセット量として、エンジン回転速度Ｎｅとバルブリフト量Ｉｖをパラメータとするマップを設定し、このマップを参照してＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳを求め、吸気弁閉時期ＩＶＣからＩＶＣオフセット量ＩＶＣＯＦＳを差し引いたクランク角位置を、吸気行程が終了する実効ＩＶＣとして算出する。

一方、シリンダ内圧が吸気圧と一致して断熱膨張変化による吸気行程が開始する時期の吸気上死点ＴＤＣからのずれは、バルブオーバーラップによる排気の吹き出しに起因する。すなわち、図７に示すように、バルブオーバーラップ状態で吸気弁が開いてからシリンダ内圧は排気圧から徐々に低下して吸気上死点ＴＤＣより遅れて吸気圧ＰＭＡＮと等しくなり、この時点から断熱膨張による吸気行程が開始される。吸気弁開弁開始付近では開口面積が小さいためシリンダ内圧の低下は小さく、実質的な低下は、排気の吹き返し流量が最大となるオーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡから始まる。シリンダ内圧が低下し始めてから実際の吸気行程が開始される時期（実効ＴＤＣ）までの遅れ量は、エンジン回転速度Ｎｅが高くなるほど、また、バルブオーバーラップ量（オーバーラップ開口面積）が小さくなるほど慣性の影響が大きくなってシリンダ内圧の低下度合いが鈍ることにより増大する。

そこで、図６に示すように、まず、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣを入力し、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡを演算する。具体的には、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣにより決定される吸気弁のバルブ特性ＩＶと既知の排気弁バルブ特性ＥＶとに基づいて、両特性のリフト量が一致する点（交点）におけるクランク角を、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡとして算出する。

次いで、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡに対するオーバーラップ開口面積（Ｏ／Ｌ面積＝吸気弁開口面積＝排気弁開口面積）を、予め設定したマップを参照して算出する。オーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡが小さいとき（進角側にあるとき）ほどオーバーラップ開口面積（Ｏ／Ｌ面積）は大きい特性を有している。

次いで、エンジン回転速度Ｎｅとオーバーラップ開口面積（Ｏ／Ｌ面積）をパラメータとして、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡから実効ＴＤＣまでの遅れ量をＴＤＣオフセット量としたマップを設定しておき、このマップを参照してＴＤＣオフセット量ＴＤＣＯＦＳを求め、オーバーラップ中心角Ｏ／ＬＣＡにＴＤＣオフセット量ＴＤＣＯＦＳを加算したクランク角位置を実効ＴＤＣとして算出する。

そして、図６において、吸気弁開時期ＩＶＯ、吸気弁閉時期ＩＶＣ、実効ＴＤＣを入力して、吸気弁のバルブ特性から実効ＴＤＣにおけるシリンダ容積ＶＥＴＤＣを、マップを参照して算出し、同じくＩＶＯ、ＩＶＣ、実効ＩＶＣを入力して、実効ＩＶＣにおけるシリンダ容積ＶＥＩＶＣを、マップを参照して算出する。

前記シリンダ容積ＶＥＩＶＣからシリンダ容積ＶＥＴＤＣを差し引いて、シリンダ実効容積ＶＥ（＝ＶＥＩＶＣ−ＶＥＴＤＣ）を算出する。

次に、仮想吸気圧算出部の詳細を図８に基づいて説明する。

尚、図８の右上部分に、前記目標開口面積ｔＡ_TVOに対し、スロットル弁５９の応答性を示すスロットル制御応答時定数Ｔ₁を用いた作動遅れ補正処理｛伝達関数：ｅ^-Ls／（Ｔ₁・ｓ＋１）｝を施した、実開口面積Ａ_TVOにおけるマニホールド内圧Ｐ_Mを算出するマニホールドプラントのモデルが示されており、このマニホールドプラントのモデルを用いて、目標値に制御したときの予測値としての仮想値が算出される。以下、仮想値には、実際値に対して「’」を付して説明する。

前記目標開口面積算出部で算出されたスロットル弁５９の目標開口面積ｔＡ_TVOに対して、スロットル弁からシリンダまでの遅れを補償するため、一次遅れ補正処理｛伝達関数：１／（Ｔ₁・ｓ＋１）｝を施してｔＡ_TVOHとした後、次式によって、仮想吸気圧Ｑ_A’を算出する（伝達関数：Ｋ１）。

Ｐ_A：大気圧
Ｐ_M：マニホールド内圧＝吸気圧
ｔＡ_TVOH：一次遅れ補正後の目標開口面積
Ｒ：ガス定数
Ｔ_A：大気温度＝吸気温度
κ：比熱比
次に、前記目標開口面積ｔＡ_TVOに基づいて算出されたスロットル弁を通過してマニホールドへ流入する時間当たりの吸気流量Ｑ_A’と、後述するように算出されたマニホールドからの流入量、つまりシリンダへの時間当たりの流入量Ｑ_E’との偏差｛（ΔＭ’／Δｔ）＝Ｑ_A’−Ｑ_E’｝を算出する。

次に、前記吸気量偏差（ΔＭ’／Δｔ）を、次式により、吸気圧変化量（ΔＰ_M’／Δｔ）に換算する（伝達関数：Ｋ２）。

（ΔＰ_M’／Δｔ）＝（ΔＭ’／Δｔ）・ＲＴ_A／Ｖ_M・・・（３）
Ｋ２＝ＲＴ_A／Ｖ_M・・・（４）
Ｖ_M：マニホールド容積
前記吸気圧変化量（ΔＰ_M’／Δｔ）を積分して、仮想吸気圧Ｐ_M’を算出する（伝達関数：１／ｓ）。

次に、仮想シリンダ吸気量算出部について説明する。

前記仮想吸気圧Ｐ_M’と、前記シリンダ実効容積ＶＥに基づいて、次式により１シリンダ当たりの仮想シリンダ吸気量Ｑ_C’を算出する（伝達関数：Ｋ３）。

Ｑ_C’＝Ｐ_M’・ＶＥ／（ＲＴ_A）・・・（５）
Ｋ３＝ＶＥ／（ＲＴ_A）・・・（６）
次に、仮想シリンダ吸気量Ｑ_C’を、次式により時間当たりの仮想シリンダ吸気量Ｑ_E’に換算する（伝達関数：Ｋ４）。

Ｑ_E’＝Ｑ_C’・ｎ_cyl／２・Ｎｅ／６０・・・（７）
Ｋ４＝ｎ_cyl／２・Ｎｅ／６０・・・（８）
ｎ_cyl：エンジン１の総気筒数
この時間当たりの仮想シリンダ吸気量Ｑ_E’が、上述したように、次回算出される吸気流量Ｑ_A’との偏差（ΔＭ’／Δｔ）の算出に用いられると共に、後述するように目標吸気量ｔＱ_Aの算出に用いられる。

次に、目標吸気圧算出部について説明する。

上述したように目標シリンダ吸気量算出部で算出された運転者の要求トルク相当の目標シリンダ吸気量ｔＱ_Cを、現在のシリンダ実効容積ＶＥで実現するための目標吸気圧ｔＰ_Mを、次式によって算出する。

ｔＰ_M＝ｔＱ_C・ＲＴ_A／ＶＥ・・・（９）
次に、目標吸気圧変化量算出部について説明する。

前記目標吸気圧ｔＰ_Mと仮想吸気圧Ｐ_M’との偏差ΔＰ_M（＝ｔＰ_M−Ｐ_M’）に基づき、規範応答時定数τ_pmで目標吸気圧ｔＰ_Mが実現されるように、目標吸気圧変化量ｔ（ΔＰ_M／Δｔ）を算出する（伝達関数：Ｇ＝１／τ_pm）。

次に、目標吸気量変化量算出部について説明する。

吸気温度Ｔ_A、マニホールド容積Ｖ_M、ガス定数Ｒに基づいて、次式により、前記目標吸気圧変化量ｔ（ΔＰ_M／Δｔ）を目標吸気量変化量（質量変化量）ｔ（ΔＭ_M／Δｔ）に換算する（伝達関数：１／Ｋ２）。

ｔ（ΔＭ_M／Δｔ）＝ｔ（ΔＰ_M／Δｔ）・Ｖ_M／（ＲＴ_A）・・・（１０）
次に、目標吸気量の算出について説明する。

次式のように、前記仮想シリンダ吸気量Ｑ_E’に前記目標吸気量変化量ｔ（ΔＭ_M／Δｔ）を加算することで、スロットル弁５９を通過する時間当たりの目標吸気量ｔＱ_Aを算出する。

ｔＱ_A＝Ｑ_E’＋ｔ（ΔＭ_M／Δｔ）・・・（１１）
次に、目標開口面積算出部について説明する。

前記目標吸気量ｔＱ_Aに基づいて、次式により、スロットル弁５９の目標開口面積ｔＡ_TVOを算出する（伝達関数：１／Ｋ１）。

目標開度算出部は、前記目標開口面積ｔＡ_TVOを、マップ若しくは演算式によってスロットル弁５９の目標開度（目標スロットル開度）ｔＴＶＯに換算する。

スロットル弁制御部は、前記目標開度（目標スロットル開度）ｔＴＶＯに基づいてスロットルアクチュエータを駆動してスロットル弁５９を制御する。

以上より、本実施形態において、前記目標吸気圧ｔＰ_Mを入力とし前記マニホールド内圧（＝吸気圧）Ｐ_Mを出力とする吸気圧制御系の伝達関数は、上述した各算出部における各伝達関数を用いて、次式により算出することができる。

（１３）式より、前記吸気圧制御系の伝達関数は「二次遅れ＋むだ時間」系となることがわかる。

従って、前記吸気圧制御系における減衰係数ζは、（１３）式を用いて、次式により算出することができる。

図９は、二次遅れ系のステップ応答を示す図である。この図から明らかなように、二次遅れ系のステップ応答は、減衰係数ζによってその様相が大きく異なる。減衰係数ζについて、０＜ζ＜１のときを不足制振、ζ＝１のときを臨界制振、ζ＞１のときを過制振と言う。不足制振の状態では、減衰係数ζが小さくなるほど応答は速くなるが、オーバーシュート（行き過ぎ量）は大きくなる。また、過制振の状態ではオーバーシュート（行き過ぎ量）は生じないが、減衰係数ζが大きくなるほど応答が遅くなる。

従って本実施形態において、臨界制振を超えない範囲（ζ≦１）で所望の応答となるように減衰係数ζを設定することで、前記吸気圧制御系における制御安定性を確保しつつ高応答な吸気圧制御を実現することができる。

このため、前記吸気圧制御系にて目標とする限界減衰特性時の減衰係数（目標限界減衰係数）ζ_sについて、（１４）式を基にした次式を満たすことにより、応答時のオーバーシュートを抑制し、制御安定性を確保する。

尚、本実施形態においては、目標限界減衰係数ζ_sの設定範囲を０．７≦ζ_s≦１．０とする。この他に目標限界減衰係数ζ_sの設定値を算出する方法として、エンジン１の運転状態（エンジン回転速度やエンジントルク等）に応じた目標限界減衰係数ζ_sのマップをＥＣＵ６１内に備え、このマップを参照して目標限界減衰係数ζ_sを算出してもよい。

また、（１５）式を満たす範囲にＧ＝１／τ_pm（τ_pm：規範応答時定数）を設定することにより、前記吸気圧制御系の制御安定性を確保することができる。すなわち、エンジン１の運転状態に応じて常に次式を満たすように規範応答時定数τ_pmを制限することで、前記吸気圧制御系の制御安定性を確保することができる。

従って、規範応答時定数下限値τ_LIMは、（１６）式より、次式のようになる。

次に、上記時定数算出部に備えられた規範応答時定数下限値τ_LIM演算部（規範応答時定数下限値算出手段）の演算フローについて、図１０に基づいて説明する。

ステップＳ１０１において、エンジン１の運転状態に応じて算出されるシリンダ実効容積ＶＥとマニホールド容積Ｖ_Mとを入力し、（４）式及び（６）式に基づき、伝達関数Ｋ２と伝達関数Ｋ３との積を次式により演算する。

Ｋ２・Ｋ３＝ＲＴ_A／Ｖ_M・ＶＥ／（ＲＴ_A）＝ＶＥ／Ｖ_M・・・（１８）
次にステップＳ１０２において、エンジン１の総気筒数ｎ_cylに１／２（定数）を乗じた結果及びエンジン回転速度Ｎｅに１／６０（定数）を乗じた結果を入力し、（８）式に基づき、伝達関数Ｋ４を演算する（Ｋ４＝ｎ_cyl／２・Ｎｅ／６０）。

次にステップＳ１０３において、ステップＳ１０１の演算結果及びステップＳ１０２の演算結果を入力し、伝達関数Ｋ２、伝達関数Ｋ３及び伝達関数Ｋ４の積（Ｋ２・Ｋ３・Ｋ４）を演算する。

次にステップＳ１０４において、ステップＳ１０３の演算結果及びスロットル制御応答時定数Ｔ₁（本実施形態では定数）を入力し、伝達関数Ｋ２、伝達関数Ｋ３、伝達関数Ｋ４及びスロットル制御応答時定数Ｔ₁の積（Ｋ２・Ｋ３・Ｋ４・Ｔ₁）を演算する。

次にステップＳ１０５において、ステップＳ１０４の演算結果に１（定数）を加算し、（１＋Ｋ２・Ｋ３・Ｋ４・Ｔ₁）とする演算を行う。

次にステップＳ１０６において、ステップＳ１０５の演算結果を２乗し、（１＋Ｋ２・Ｋ３・Ｋ４・Ｔ₁）²とする演算を行う。

また、ステップＳ１０７において、所定の目標限界減衰係数ζ_sに２（定数）を乗じて、２ζ_sとする演算を行う。

次にステップＳ１０８において、ステップＳ１０７の演算結果を２乗し、４ζ_s ²とする演算を行う。

次にステップＳ１０９において、ステップＳ１０８の演算結果及びスロットル制御応答時定数Ｔ₁を入力し、ステップＳ１０８の演算結果（４ζ_s ²）とスロットル制御応答時定数Ｔ₁との積（４ζ_s ²・Ｔ₁）を演算する。

次にステップＳ１１０において、ステップＳ１０６の演算結果（１＋Ｋ２・Ｋ３・Ｋ４・Ｔ₁）²及びステップＳ１０９の演算結果（４ζ_s ²・Ｔ₁）を入力し、（１７）式に基づいて、（４ζ_s ²・Ｔ₁）／（１＋Ｋ２・Ｋ３・Ｋ４・Ｔ₁）²を演算して、規範応答時定数下限値τ_LIMを算出する。

尚、スロットル制御応答時定数Ｔ₁について、本実施形態では定数としているが、スロットル弁開度の変化量ΔＴＶＯに応じたスロットル制御応答時定数Ｔ₁のマップをＥＣＵ６１内に備え、このマップを参照してスロットル制御応答時定数Ｔ₁を算出してもよい。

次に、上記時定数算出部に備えられた規範応答時定数τ_pm演算部（規範応答時定数基本値算出手段を含む）の演算フローについて、図１１に基づいて説明する。

規範応答時定数τ_pm演算部には、エンジン回転速度Ｎｅと加速時規範応答時定数τ_pmaとの関係を示すマップと、エンジン回転速度Ｎｅと減速時規範応答時定数τ_pmdとの関係とを示すマップとを予め備えている。これらマップは、エンジン回転速度Ｎｅが大きくなるほど、それぞれの規範応答時定数が小さくなり、前記吸気圧制御系の応答が速くなる特性を有する。

ステップＳ２０１において、目標吸気圧ｔＰ_Mと仮想吸気圧Ｐ_M’との偏差ΔＰ_M（＝ｔＰ_M−Ｐ_M’）が正の値若しくはゼロであれば、エンジンは加速時であると判断し、エンジン回転速度Ｎｅと加速時規範応答時定数τ_pmaとの関係を示すマップを選択するようにスイッチを切り替え、逆に前記偏差ΔＰ_Mが負の値であれば、エンジンは減速時であると判断し、エンジン回転速度Ｎｅと減速時規範応答時定数τ_pmdとの関係を示すマップを選択するようにスイッチを切り替える。そして、選択されたマップを参照し、エンジン回転速度Ｎｅに対応した規範応答時定数を算出し、この値を規範応答時定数基本値に設定する。この後、ステップＳ２０２にて、設定された規範応答時定数基本値と前記規範応答時定数下限値τ_LIMとをセレクトハイし、規範応答時定数τ_pmを算出する。

本実施形態によれば、時定数算出手段には、規範応答時定数基本値を算出する規範応答時定数基本値算出手段と、規範応答時定数下限値を算出する規範応答時定数下限値算出手段とを備え、この規範応答時定数下限値算出手段は、少なくとも所定の目標限界減衰係数ζ_sを含むパラメータにより規範応答時定数下限値τ_LIMを算出し、規範応答時定数基本値と規範応答時定数下限値τ_LIMとをセレクトハイした結果を規範応答時定数τ_pmに設定して、常に減衰係数ζが目標限界減衰係数ζ_s以上となるように吸気圧制御（及びスロットル制御）を行うので、エンジンの運転状態が変動しても、安定性を保証しつつ所望の応答性にてトルク制御を行うことができる。

また本実施形態によれば、規範応答時定数基本値算出手段はエンジン回転速度Ｎｅに応じて規範応答時定数基本値を算出することにより、エンジンが高回転であるほど吸気圧制御（及びスロットル制御）の応答を速めるように設定することができる。

また本実施形態によれば、規範応答時定数基本値算出手段は、目標吸気圧と仮想吸気圧とを比較し、目標吸気圧が仮想吸気圧以上の場合は加速時と判断し、加速時に対応した規範応答時定数基本値を算出するので、エンジンの減速時に比べ、エンジンの加速時のトルク制御の応答性を高めるように規範応答時定数τ_pmを設定することができる。

また本実施形態によれば、規範応答時定数基本値算出手段は、目標吸気圧と仮想吸気圧とを比較し、目標吸気圧が仮想吸気圧未満の場合は減速時と判断し、減速時に対応した規範応答時定数基本値を算出するので、エンジンの減速時に高応答なトルク制御を実現しつつ、オーバーシュートによる吸気量不足に起因した失火等の異常燃焼を防ぐように規範応答時定数τ_pmを設定することができる。

また本実施形態によれば、物理現象を考慮したスロットル制御伝達関数モデルに基づいて吸気圧制御（及びスロットル制御）を行うので、吸気弁に備えられた可変動弁機構の作動の有無に関わりなく、安定性を保証しつつ高応答なトルク制御を実現することができる。

本発明の実施形態におけるエンジン（内燃機関）の構成を示す図 本発明の実施形態におけるエンジンに備えられる作動角変更機構を示す斜視図 本発明の実施形態における作動角変更機構の一部拡大側面図 本発明の実施形態におけるエンジンに備えられる位相変更機構を示す図 本発明の実施形態における吸気量制御のメインブロック図 本発明の実施形態におけるシリンダ実効容積算出部のブロック図 本発明の実施形態における吸気行程時のバルブ特性、筒内圧力、吸気弁通過空気流量の変化の様子を示すタイムチャート図 本発明の実施形態における各算出部の詳細を示すブロック図 二次遅れ系のステップ応答を示す図 本発明の実施形態における規範応答時定数下限値τ_LIM演算部の演算フローを示す図 本発明の実施形態における規範応答時定数τ_PM演算部の演算フローを示す図

符号の説明

１ エンジン（内燃機関）
１０ 作動角変更機構
２０ 位相変更機構
５４ 吸気弁
５７ マニホールド部
５９ スロットル弁
６１ コントロールユニット（ＥＣＵ）
６２ クランク角センサ
６３ アクセルペダルセンサ
６４ エアフローメータ
６５ 吸気温度センサ

Claims (5)

1. 運転者の要求トルク相当の目標シリンダ吸気量を算出する目標シリンダ吸気量算出手段と、
   機関運転状態に基づいて、吸気弁が開いてからシリンダ内圧が排気圧から徐々に低下して吸気上死点より遅れて吸気圧と等しくなる実効上死点位置と、吸気弁閉時期より前にシリンダ内圧が吸気圧に達して断熱圧縮変化が開始する実効吸気弁閉時期と、を求め、前記実効上死点位置におけるシリンダ容積と前記実効吸気弁閉時期におけるシリンダ容積との差としてシリンダ実効容積を算出するシリンダ実効容積算出手段と、
   前記目標シリンダ吸気量及び前記シリンダ実効容積に基づいて、前記目標シリンダ吸気量を実現するのに必要な目標吸気圧を算出する目標吸気圧算出手段と、
   前記目標吸気圧の変化の規範となる応答を実現する時定数である規範応答時定数を算出する時定数算出手段と、
   マニホールドプラントモデルを用いて現在の吸気圧の推定値である仮想吸気圧を算出する仮想吸気圧算出手段と、
   前記シリンダ実効容積及び前記仮想吸気圧に基づいて、現在の単位時間当たりのシリンダ吸気量の推定値である仮想シリンダ吸気量（Ｑ _Ｅ ’）を算出する仮想シリンダ吸気量算出手段と、
   前記目標吸気圧と前記仮想吸気圧との偏差に基づき、前記規範応答時定数でもって目標吸気圧を達成するために必要な単位時間当たりの目標吸気量変化量を求める目標吸気量変化量算出手段と、
   前記仮想シリンダ吸気量（Ｑ _Ｅ ’）に前記目標吸気量変化量を加算して、スロットル弁を通過する単位時間当たりの目標吸気量を求める手段と、
   この単位時間当たりの目標吸気量からスロットル弁の目標開口面積を求め、スロットル弁を制御するスロットル制御手段と、
   を備え、
   前記時定数算出手段は、機関回転速度に対応した規範応答時定数基本値を所定のマップを参照して算出する規範応答時定数基本値算出手段と、少なくとも機関運転状態に基づき制御系の所定の減衰特性を得るため所定の目標限界減衰係数を含むパラメータにより規範応答時定数下限値を算出する規範応答時定数下限値算出手段と、を有し、前記規範応答時定数基本値と前記規範応答時定数下限値とのうち大きい値を前記規範応答時定数として算出することを特徴とする内燃機関の吸気制御装置。
2. 前記規範応答時定数下限値算出手段は、少なくとも前記スロットル弁の応答性を示す所定のスロットル制御応答時定数を含むパラメータにより、前記規範応答時定数下限値を算出することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の吸気制御装置。
3. 前記規範応答時定数下限値算出手段は、少なくとも前記シリンダ実効容積を含むパラメータにより、前記規範応答時定数下限値を算出することを特徴とする請求項１又は２に記載の内燃機関の吸気制御装置。
4. 前記規範応答時定数基本値算出手段は、前記目標吸気圧と前記仮想吸気圧とを比較し、前記目標吸気圧が前記仮想吸気圧以上の場合は加速時と判断し、加速時に対応した前記規範応答時定数基本値を算出することを特徴とする請求項１〜請求項３のいずれか１つに記載の内燃機関の吸気制御装置。
5. 前記規範応答時定数基本値算出手段は、前記目標吸気圧と前記仮想吸気圧とを比較し、前記目標吸気圧が前記仮想吸気圧未満の場合は減速時と判断し、減速時に対応した前記規範応答時定数基本値を算出することを特徴とする請求項１〜請求項４のいずれか１つに記載の内燃機関の吸気制御装置。

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