JP4978517B2 - Control device and control method for hydraulic actuator - Google Patents
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Description
本発明は、油圧アクチュエータの制御に関し、特に、複数のアクチュエータを同一油圧源により駆動するための制御に関する。 The present invention relates to control of a hydraulic actuator, and more particularly to control for driving a plurality of actuators with the same hydraulic power source.
内燃機関の燃費性能や環境性能を向上させるために、吸気バルブや排気バルブの開閉タイミングをアクチュエータを用いて可変制御する可変動弁機構が知られている。 In order to improve the fuel efficiency performance and environmental performance of an internal combustion engine, a variable valve mechanism that variably controls the opening / closing timing of an intake valve and an exhaust valve using an actuator is known.
特許文献1には、油圧アクチュエータを用いる可変動弁機構の制御装置として、アンチワインドアップ対策、つまりアクチュエータの作動速度が飽和した際に、フィードバック補償器が余分な積分値を溜め込んで制御性能が悪化することを防ぐために、実バルブタイミングが目標バルブタイミングと同じ方向に動いている際に、実バルブタイミングの速度が飽和判定閾値以上となったら積分器による積分を停止させるものが開示されている。
In
このように積分を停止するのは、飽和要素が制御対象に含まれていることから、余分な積分を溜め込まないようにするためである。この制御装置によれば、例えば吸気バルブにのみ可変動弁機構を備える場合のように、単体のアクチュエータの制御であればオーバーシュートが減少して制御性能が向上する。 The reason why the integration is stopped in this manner is to prevent accumulation of excess integration because the saturation element is included in the control target. According to this control device, overshoot is reduced and control performance is improved by controlling a single actuator, for example, when a variable valve mechanism is provided only in an intake valve.
一方、同一油圧源により複数のアクチュエータを駆動する際の制御装置として、特許文献2には、予め設定した指令電流−制御量特性に従って、目標制御範囲とその作業装置の現在位置との比較を行い、目標制御範囲外の場合には学習を行うことで、単体動作時と同様の動作を行うようにする制御が開示されている。
ところで、吸気バルブと排気バルブの両方に可変動弁機構を備え、かつこれら複数のアクチュエータを同一油圧源で駆動する場合には、変換角速度等の飽和レベルが単体アクチュエータの場合に比べて小さくなる。このため、特許文献1に開示された制御では、アクチュエータの動作速度は飽和判定閾値以上に上がらなくなるおそれがある。この場合には積分停止の判定が行われなくなるので、大きなオーバーシュートが発生し制御性能が悪化してしまう。
When both the intake valve and the exhaust valve are provided with variable valve mechanisms and the plurality of actuators are driven by the same hydraulic pressure source, the saturation level such as the conversion angular velocity becomes smaller than that in the case of a single actuator. For this reason, in the control disclosed in
また、特許文献2に開示された制御では、複数のアクチュエータを動作させることによる油圧の干渉を考慮しているものの、飽和要素が飽和に至る前の状態を想定しており、アクチュエータの飽和特性を考慮していない。
In addition, in the control disclosed in
したがって、同一油圧源で複数のアクチュエータを動作させる際に、油圧の干渉により飽和特性が変化した場合には、特許文献1、特許文献2のいずれの制御でも制御性能の悪化を防止することができない。
Therefore, when operating a plurality of actuators with the same hydraulic pressure source, if the saturation characteristic changes due to the interference of the hydraulic pressure, deterioration of the control performance cannot be prevented by either control of
そこで、本発明では上述した同一油圧源で複数のアクチュエータを動作させる際の問題点を解消することを目的とする。 Therefore, an object of the present invention is to eliminate the problems in operating a plurality of actuators with the same hydraulic pressure source.
本発明は、飽和要素を有する複数の油圧アクチュエータと、複数の油圧アクチュエータを駆動するための一の油圧源と、複数のアクチュエータの制御量を各々異なる目標値に一致させるための複数の制御系と、を備える油圧アクチュエータの制御装置であって、少なくとも積分器を備え実際の制御量と目標値との偏差に基づいてフィードバック補償出力を演算する制御系ごとに備えたフィードバック補償演算手段と、他系統の目標値から制御量の速度を推定し、この推定速度に基づいて自系統の飽和判定閾値を決定する飽和判定閾値演算手段と、を有し、フィードバック補償演算手段は、飽和判定閾値に基づいて自系統の制御対象の速度が飽和を起こしているか否かを判定し、自系統の制御対象の速度が飽和を起こした場合には積分器を停止する。 The present invention includes a plurality of hydraulic actuators having a saturation element, one hydraulic source for driving the plurality of hydraulic actuators, and a plurality of control systems for matching control amounts of the plurality of actuators to different target values. , A feedback compensation calculation means provided for each control system that includes at least an integrator and calculates a feedback compensation output based on a deviation between an actual control amount and a target value, and another system And a saturation determination threshold value calculation means for determining a saturation determination threshold value of the own system based on the estimated speed, and the feedback compensation calculation means is based on the saturation determination threshold value. Determines whether the speed of the control target of the own system is saturated, and stops the integrator when the speed of the control target of the own system is saturated That.
本発明によれば、他系統の制御量の推定速度に基づいて、油圧干渉を受けた場合の飽和判定閾値を決定するので、自系統の制御対象の速度が飽和を起こした際に正確なタイミングで積分を停止させることができ、これにより制御性の悪化を防止することができる。 According to the present invention, since the saturation determination threshold value when hydraulic interference is received is determined based on the estimated speed of the control amount of the other system, an accurate timing when the speed of the control target of the own system is saturated. The integration can be stopped by this, whereby the deterioration of controllability can be prevented.
以下本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
図1は本実施形態を適用する可変動弁機構のシステムを示す図である。この可変動弁機構は内燃機関の吸気バルブ及び排気バルブの開閉時期を可変に制御するための機構である。図1中のVTCA、VTCBはそれぞれ吸気側、排気側の可変動弁機構(油圧アクチュエータ)である。吸気側可変動弁機構VTCAと排気側可変動弁機構VTCBとは同じ構成なので、ここでは吸気側可変動弁機構VTCAを用いてその構成を説明する。 FIG. 1 is a diagram showing a variable valve mechanism system to which this embodiment is applied. This variable valve mechanism is a mechanism for variably controlling the opening / closing timing of the intake valve and the exhaust valve of the internal combustion engine. VTCA and VTCB in FIG. 1 are intake side and exhaust side variable valve mechanisms (hydraulic actuators), respectively. Since the intake side variable valve mechanism VTCA and the exhaust side variable valve mechanism VTCB have the same configuration, the configuration will be described using the intake side variable valve mechanism VTCA.
1はカムシャフト駆動用スプロケット(以下、カムスプロケットという)、2はカムシャフト、3はハウジング、4は円筒部4aと羽根4bとからなるベーン、7Aはソレノイドバルブ、8Aは変換角位置決め制御コントローラ、11Aはカムシャフト位置センサである。なお、ベーン4は3枚羽根として説明するが、これに限られるわけではない。また、カムシャフト位置センサ11Aの取り付け位置はカムシャフト2Aの回転位置を検出できる位置であればよい。
1 is a camshaft drive sprocket (hereinafter referred to as cam sprocket), 2 is a camshaft, 3 is a housing, 4 is a vane comprising a
ハウジング3は内部にハウジング3と相対的に回動可能にベーン4を備え、このベーン4の端面がカムシャフト2の端面と連結ピン等により連結されている。また、ハウジング3の端面にはカムスプロケット1がボルト等により取り付けられている。カムスプロケット1はタイミングチェーン等が掛けまわされることにより図示しないクランクシャフトと同期して回転する。
The
ソレノイドバルブ7Aは、遅角室油通路17A及び進角室油通路16Aにより、それぞれ遅角室6、進角室5と連通しており、後述するVTC変換角位置決め制御コントローラ8Aによって制御される。
The
ハウジング3内におけるベーン4の各羽根4bの移動空間には、各羽根4bを挟んでベーン4に対し吸気弁のバルブタイミングを初期状態に戻す方向に油圧を作用させる遅角室6と、ベーン4に対して吸気弁のバルブタイミングを進角側に変更する方向に油圧を作用させる進角室5とが設けられる。
In the movement space of each
遅角室6には、遅角室油通路17Aが接続され、この遅角室油通路17Aはソレノイドバルブ7Aの一のポート(遅角室ポート)に接続されている。進角室5には、進角室油通路16Aが接続され、この進角室油通路16Aはソレノイドバルブ7Aの一のポート(進角室ポート)に接続されている。また、ソレノイドバルブ7Aには、オイルパン9から油圧源としてのオイルポンプ10によって吸い上げたオイルを導入する供給用油通路14Aと、オイルをオイルポンプに戻すための回収用油通路15Aとが接続されている。
A retard
なお、可変動弁機構VTCAの供給用油通路14Aと可変動弁機構VTCBの供給用油通路14Bは、オイルパン9に接続されている配管14が分岐したものであり、回収用油通路15A、15Bも同様である。
Note that the
ソレノイドバルブ7Aは、3つの流路パターンを実現することができる。1つ目は図1に示すように、供給用油通路14Aと進角室油通路16A、回収用油通路15Aと遅角室油通路17Aをそれぞれ連通させるパターンである。このパターンによれば、進角室5にオイルが供給されてベーン4は遅角室6方向に回転し、遅角室6内にあったオイルは遅角室油通路17A、回収用油通路15Aを通ってオイルパン9に戻る。2つ目は、いずれの油通路も連通させないパターンである。このパターンによれば、オイルの移動はないので、ベーン4の位置は固定されたままとなる。3つ目は、進角室油通路16Aと回収用油通路15A、遅角室油通路17Aと供給用油通路14Aを、それぞれ連通されるパターンである。このパターンによれば、1つ目のパターンとは逆に、ベーン4は進角室5方向に回転する。
The
可変動弁機構VTCAでは、上記のようにソレノイドバルブ7Aによる油圧制御によってハウジング3内でベーン4を回動させることで、カムシャフト2とカムスプロケット1の位相を変化させ、図示しない吸気弁の開閉時期(以下、バルブタイミングという)を変化させる。すなわち、ハウジング3に対するベーン4の相対的な回動位置(変換角)を変更することにより吸気弁のバルブタイミングを変化させることができる。
In the variable valve mechanism VTCA, the
ソレノイドバルブ7Aの動作はVTC変換角位置決め制御コントローラ8Aにより実行される。VTC変換角位置決め制御コントローラ8Aには、カムシャフト位置センサ11A、水温センサ12、クランク角センサ13等の各センサの検出値が入力される。クランク角センサ13は、クランクシャフトの角度信号を出力するとともに、クランクシャフトの基準回転位置で基準クランク位置信号を出力する。カムシャフト位置センサ11Aは、カムシャフトの基準回転位置で基準カム位置信号を出力する。水温センサはエンジン冷却水の温度を出力する。
The operation of the
VTC変換角位置決め制御コントローラ8Aは、クランク角センサ13及びカムシャフト位置センサ11Aによって検出されたクランクシャフトとカムシャフトとの基準回転位置のズレ角に基づいて可変動弁機構VTCAの現在の変換角度を検出する。そして、この現在の変換角度がエンジンの運転条件に基づいて設定される目標変換角度に追従するように、後述する制御によりソレノイドバルブ7Aへの通電量を制御する。
The VTC conversion
図2はモデル規範型2自由度制御の制御ブロック図である。フィードフォワード(F/F)補償部B20を、所望の応答特性を示す規範モデルと制御対象モデルの逆系との積で構成することにより、所望の応答特性を実現し、さらに、フィードバック(F/B)補償部B21で規範モデルの出力である規範応答値と実際の制御量の差分にフィードバック補償を施すことにより、対外乱性とロバスト安定性を調整するものである。これによれば、応答性とフィードバック性能(対外乱性及びロバスト安定性)を独立に設計できるので、必要なだけ安定性を高め、更に、適切なロバスト安定性が保たれる限りにおいて耐外乱性を向上させることが可能である。 FIG. 2 is a control block diagram of model reference type two-degree-of-freedom control. The feedforward (F / F) compensator B20 is configured by a product of a reference model indicating a desired response characteristic and an inverse system of the controlled object model, thereby realizing a desired response characteristic, and further, feedback (F / F) B) By applying feedback compensation to the difference between the reference response value, which is the output of the reference model, and the actual control amount in the compensation unit B21, disturbance resistance and robust stability are adjusted. According to this, responsiveness and feedback performance (disturbance and robust stability) can be designed independently, so that the stability is increased as much as necessary, and as long as adequate robust stability is maintained, it is resistant to disturbance. It is possible to improve.
図3は、制御対象に飽和要素が含まれる場合のF/F補償部B21の構成の一例である。このように、飽和要素を含んだ制御対象モデルB32と、目標値に対し制御対象モデルの出力値が所望の応答特性で一致するように制御するモデル規範型制御部B31とで構成して、内部でシミュレーションを行うことで、飽和特性を考慮した規範応答値と、実際の制御量をそれに一致させるためのF/F操作量を算出することができる。 FIG. 3 is an example of the configuration of the F / F compensation unit B21 when a saturated element is included in the control target. As described above, the control target model B32 including the saturation element and the model reference type control unit B31 that controls the output value of the control target model to match the target value with a desired response characteristic are configured. By performing the simulation, it is possible to calculate the reference response value in consideration of the saturation characteristic and the F / F manipulated variable for making the actual control amount coincide with it.
図4は、可変動弁機構VTCA、VTCBの動作を制御するための制御ブロック図である。図1に示す構成のように、一つのオイルポンプ10で二つの可変動弁機構VTCA、VTCBを作動させる場合には、一方が作動することによって生じる油圧変動が他方の作動に対して影響を与える、いわゆる油圧干渉が生じる。そこで、図4に示すように、VTC変換角位置決め制御コントローラ8A、8Bの他に、油圧干渉対策のための飽和制限値演算コントローラ40(飽和判定閾値演算手段)を備える。
FIG. 4 is a control block diagram for controlling the operation of the variable valve mechanisms VTCA and VTCB. When two variable valve mechanisms VTCA and VTCB are operated by one
VTC変換角位置決め制御コントローラ8Aは、モデル規範型制御で構成されており、電流指令値(F/F項)IcomffAと変換角規範応答θrefAを演算するF/F補償部B41aと、電流指令値(F/B項)IcomfbAを演算するフィードバック補償演算手段としてのF/B補償部B42aとを備え、可変動弁機構VTCAの実変換角θnowAが目標変換角θcomAに追従するように制御を行う。
The VTC conversion angle
VTC変換角位置決め制御コントローラ8Bも同様の構成であって、可変動弁機構VTCBの実変換角θnowBが目標変換角θcomBに追従するように制御を行う。
The VTC conversion angle
飽和制限値演算コントローラ40は、目標変換角θcomA、θcomBからVTC変換角位置決め制御コントローラ8A、8Bとは別に規範応答を求め、その速度ωlimitedA、ωlimitedBを演算している飽和用速度演算部B43と、飽和要素の制限値を演算してVTC変換角位置決め制御コントローラ8A、8Bに与える制限値設定部B44と、エンジン回転と油温に基づいて飽和要素を与える飽和値演算部B45の3点で構成されている。なお、制限値設定部B44で目標変換角θcomAから演算した後述する飽和制限値ωdlimHB、ωdlimLBはVTC変換角位置決め制御コントローラ8Bに与え、制限値設定部B44で目標変換角θcomBから演算した後述する飽和制限値ωdlimHA、ωdlimLAはVTC変換角位置決め制御コントローラ8Aに与えるものとする。
Saturated limit
図5は、図4に示した構成による具体的な制御を示すフローチャートである。 FIG. 5 is a flowchart showing specific control by the configuration shown in FIG.
ステップS1では、クランク角センサ13及びカムシャフト位置センサ11Aの検出値に基づいて実変換角θnowAを算出する。
In step S1, the actual conversion angle θ nowA is calculated based on the detection values of the
ステップS2では、VTC変換角位置決め制御コントローラ8Aの目標変換角θcomAを算出する。具体的には、エンジン回転数や水温等といった運転状態を表わすパラメータと目標変換角θcomAとの関係をマップ化しておき、このマップから演算時のエンジン回転数等により検索する。
In step S2, a target conversion angle θ comA of the VTC conversion angle
ステップS3、S4では、ステップS1、S2と同様の方法で、VTC変換角位置決め制御コントローラ8Bの実変換角θnowB、目標変換角θcomBを算出する。
In steps S3 and S4, the actual conversion angle θ nowB and the target conversion angle θ comB of the VTC conversion
ステップS5では、エンジン回転数と水温に基づいて、飽和要素の上限値と下限値を推定する。ここでの推定には、エンジン回転数と水温を入力とし、変換角速度の飽和要素の値を出力とする3次元マップを用いる。図6は飽和要素の上限値を推定するための3次元マップの一例である。下限値の推定もこれと同様のマップにより行う。これらのマップは、あらかじめ実験を通じて設定されるものである。 In step S5, the upper limit value and lower limit value of the saturation element are estimated based on the engine speed and the water temperature. For this estimation, a three-dimensional map is used in which the engine speed and the water temperature are input and the value of the saturation element of the conversion angular velocity is output. FIG. 6 is an example of a three-dimensional map for estimating the upper limit value of the saturation element. The lower limit value is estimated using the same map. These maps are set in advance through experiments.
推定する上限値及び下限値は、可変動弁機構VTCAと可変動弁機構VTCBで特性が異なるため、別々に推定する。また、油圧干渉を最も強く受けた場合と、まったく受けていない場合についても別々に推定する。すなわち、図7のように合計8種の上下限値が推定されることとなる。 The upper limit value and lower limit value to be estimated are estimated separately because the variable valve mechanism VTCA and the variable valve mechanism VTCB have different characteristics. In addition, the estimation is performed separately for the case of the strongest hydraulic interference and the case of no hydraulic interference. That is, a total of eight types of upper and lower limit values are estimated as shown in FIG.
ステップS6では可変動弁機構VTCAの飽和用規範応答速度ωlimtedAを演算し、ステップS7ではVTC変換角位置決めコントローラB用の制限値ωdlimHB、ωdlimLBを演算する。これについては、図8の制御ブロック図を参照して説明する。図8は、図4の制御ブロック図の飽和用速度演算部B43と制限値設定部B44の構成について詳細に示した図である。 In step S6, the reference response speed ω limtedA for saturation of the variable valve mechanism VTCA is calculated. In step S7, the limit values ωd limHB and ωd limLB for the VTC conversion angle positioning controller B are calculated. This will be described with reference to the control block diagram of FIG. FIG. 8 is a diagram showing in detail the configuration of saturation speed calculation unit B43 and limit value setting unit B44 in the control block diagram of FIG.
ステップS6では、まず制御対象である可変動弁機構VTCAのモデルGMMA(s)と、電流から変換角速度までの線形特性を表わしたGP1A(s)と、飽和要素A’と、速度から位置までの線形特性を表わしたGP2A(s)と、で構成した飽和用速度演算部から演算を行う。 In step S6, first, the model G MMA (s) of the variable valve mechanism VTCA to be controlled, G P1A (s) representing the linear characteristic from the current to the conversion angular velocity, the saturation element A ′, and the position from the velocity. The calculation is performed from the saturation speed calculation unit constituted by G P2A (s) representing the linear characteristics up to and including.
GP1A(s)およびGP2A(s)の伝達式は次の式(1)、式(2)で表わされる。ここで、sはラプラス演算子、KPAは電流から変換角速度へのゲイン、T1Aは時定数を表わす。 The transmission formulas of G P1A (s) and G P2A (s) are expressed by the following formulas (1) and (2). Here, s is a Laplace operator, K PA is a gain from a current to a conversion angular velocity, and T 1A is a time constant.
ステップS7では、制限値設定部B44で、可変動弁機構VTCB用のVTC変換角位置決め制御コントローラ8Bの飽和要素の制限値を演算する。図8に示すように、制限値設定部B44は、上限制限値マップAと下限制限値マップAとで構成されている。上限制限値マップAからは、入力をωlimitedAとして飽和要素の上限制限値ωdlimHBを推定する。同様に下限制限値マップAからは飽和要素の下限制限値ωdlimLBを推定する。
In step S7, the limit value setting unit B44 calculates the limit value of the saturation element of the VTC conversion angle
図9は上限制限値マップAであり、x軸が速度ωlimitedA、y軸がVTC変換角位置決め制御コントローラBの飽和要素の上限制限値であるωdlimHBとなっている。上限制限値ωdlimHBは、速度X1までは速度ωlimitedAが上昇するごとに速度を下げ、速度X1以上では一定値に制限する。これを行うことにより、両VTC変換角位置決め制御コントローラVTCA、VTCが最大速度を要求した場合にも最低限の速度を確保することができる。 FIG. 9 is an upper limit value map A, where the x-axis is the speed ω limitedA and the y-axis is ωd limHB that is the upper limit value of the saturation element of the VTC conversion angle positioning control controller B. The upper limit value ωd limHB decreases the speed every time the speed ω limitedA increases up to the speed X1, and limits it to a constant value above the speed X1. By doing this, the minimum speed can be secured even when both VTC conversion angle positioning control controllers VTCA and VTC request the maximum speed.
上記のステップS6で演算したωlimitedAは、VTC変換角位置決め制御コントローラ8Aが本来要求する規範応答の速度であり、制限値設定部B44はこれを用いて他方の可変動弁機構VTCBへの干渉による飽和要素の減少を推定し、VTC変換角位置決め制御コントローラ8Bの飽和要素の制限値を設定するものである。
Ω limitedA calculated in step S6 above is the speed of the normative response originally required by the VTC conversion
ステップS8、S9では、可変動弁機構VTCBを制御対象モデルとしてステップS6、S7と同様の手法により飽和用速度演算部の速度ωlimitedBを求め、VTC変換角位置決め制御コントローラAの飽和要素制限値ωdlimHA、ωdlimLAを演算する。これにより、互いの油圧干渉を考慮した速度制限値を演算することができる。 In steps S8 and S9, the speed ω limitedB of the saturation speed calculation unit is obtained by the same method as in steps S6 and S7 using the variable valve mechanism VTCB as a control target model, and the saturation element limit value ωd of the VTC conversion angle positioning control controller A is obtained. limHA and ωd limLA are calculated. Thereby, the speed limit value in consideration of the mutual hydraulic interference can be calculated.
ステップS10では、VTC変換角位置決め制御コントローラAのF/F補償部B41aの演算を行う。 In step S10, the calculation of the F / F compensation unit B41a of the VTC conversion angle positioning controller A is performed.
図10はF/F補償部B41aの制御ブロック図であり、図示するように、制御対象である可変動弁機構VTCAのモデルであるGP1A(s)、GP2A(s)、モデルマッチング補償器としてのGMMA(s)、そして上限制限値ωdlimHA及び下限制限値ωdlimLAが制限値設定部B44によって逐次変更されている飽和要素Aとで構成されている。これにより、油圧干渉の影響を受けている速度飽和を考慮した規範応答θrefA、F/Fの電流指令値IcomffAが出力される。これにより、規範応答が実変換角とほぼ同じ応答となるため、偏差が少なくなり、オーバーシュートの減少が見込める。 FIG. 10 is a control block diagram of the F / F compensator B41a. As shown, G P1A (s), G P2A (s), which are models of the variable valve mechanism VTCA to be controlled, and a model matching compensator G MMA (s), and the upper limit value ωd limHA and the lower limit value ωd limLA are saturated elements A that are sequentially changed by the limit value setting unit B44. As a result, the normative response θ refA and the F / F current command value I comffA are output in consideration of the speed saturation affected by the hydraulic interference. Thereby, since the normative response becomes a response that is almost the same as the actual conversion angle, the deviation is reduced and the overshoot can be reduced.
ステップS11では、VTC変換角位置決め制御コントローラAのF/B補償部B42aの演算、すなわち電流指令値(F/B項)IcomfbAの演算を行う。 In step S11, the calculation of the F / B compensator B42a of the VTC conversion angle positioning controller A, that is, the calculation of the current command value (F / B term) I comfbA is performed.
図11はF/B補償部B42aの制御ブロック図であり、図示するようにPID制御で構成されており、ステップS1で算出した実変換角θnowAと、ステップS10で算出した変換角規範応答θrefAとの偏差に対しPID制御の演算を行うことで、電流指令値(F/B項)IcomfbAを求める。 FIG. 11 is a control block diagram of the F / B compensator B42a, which is configured by PID control as shown. The actual conversion angle θ nowA calculated in step S1 and the conversion angle reference response θ calculated in step S10. A current command value (F / B term) I comfbA is obtained by performing a PID control operation on the deviation from refA .
また、PID制御の積分器B53に関しては、速度計測部B50で実変換角θnowAから速度ωFBAを算出し、これを用いて飽和判定部B51で速度飽和の上限値ωdlimHA、下限値ωdlimLAを判定値として、積分器B53を停止するか否かの判定を行う。飽和判定部B51における積分停止判定は以下のように行っている。 For the PID control integrator B53, the speed measurement unit B50 calculates the speed ω FBA from the actual conversion angle θ nowA , and the saturation determination unit B51 uses this to calculate the speed saturation upper limit value ωd limHA and the lower limit value ωd limLA. Is used as a determination value to determine whether to stop the integrator B53. The integration stop determination in the saturation determination unit B51 is performed as follows.
ところで、可変動弁機構VTCAの制御系においては、制御対象の入力は電流(あるいはそれに相当する電圧ディーティー比)であり、出力が可変動弁機構VTCAの変換角である。制御対象はゲインと一次遅れと積分で構成される線形特性と、速度飽和に相当する電流値の入力飽和のへ線形特性でモデル化することができる。この制御対象の飽和要素である速度飽和値は、エンジン回転数や動力源となるエンジンオイルの温度変化等のエンジン運転状態、さらには図1のような同一油圧源で複数の可変動弁機構VTCA、VTCBを作動させる場合に、他方が作動することによって生じる油圧干渉によっても変化する。 By the way, in the control system of the variable valve mechanism VTCA, the input to be controlled is a current (or a voltage duty ratio corresponding thereto), and the output is the conversion angle of the variable valve mechanism VTCA. The object to be controlled can be modeled by a linear characteristic composed of gain, first-order lag, and integration, and a linear characteristic of input saturation of a current value corresponding to speed saturation. The speed saturation value, which is a saturation element to be controlled, is determined by the engine operating state such as the engine speed and the temperature change of the engine oil as a power source, and a plurality of variable valve mechanisms VTCA with the same hydraulic source as shown in FIG. When the VTCB is operated, it also changes due to hydraulic interference caused by the operation of the other.
そして、操作量である電流の物理的な飽和値、つまりソレノイドバルブ7Aに印加される電源電圧を系の総抵抗で除算した値は速度飽和とは因果関係のない数値となり、実際の速度飽和はこの物理的電流飽和値よりも低い値で発生するため、物理的な電流飽和値を用いた判定はできない。
The physical saturation value of the current that is the manipulated variable, that is, the value obtained by dividing the power supply voltage applied to the
一方、操作量である電流に基づき速度飽和値を推定し、速度で飽和判定を行う場合には、制御対象の動特性によって、ソレノイドバルブ7Aに通電してから変換角速度が発生するまでに遅れが生じるため、実際に速度飽和に到達してから飽和判定を行うと、電流過多となる場合が生じるおそれがある。そして、電流過多となる場合には、意図しないオーバーシュート等が発生して性能を低下させるという問題が生じる。
On the other hand, when the speed saturation value is estimated based on the current that is the manipulated variable and the saturation determination is performed based on the speed, there is a delay from when the
そこで本実施形態では、上述したように他系統の制御量に応じて自系統の飽和要素が変動することを考慮して、他系統の目標値の制御量の推定速度から干渉を受けた飽和判定閾値を決定することとする。これにより、正確に積分器を停止することができるため、積分の無駄な積算を防止することが可能となり、オーバーシュート量を低減させることができる。 Therefore, in the present embodiment, considering the fact that the saturation factor of the own system fluctuates according to the control amount of the other system as described above, the saturation determination that receives interference from the estimated speed of the control value of the target value of the other system. The threshold value is determined. As a result, the integrator can be stopped accurately, so that it is possible to prevent unnecessary integration of integration, and the amount of overshoot can be reduced.
ステップS12では、VTC変換角位置決め制御コントローラAの電流指令値(F/F項)IcomffAと電流指令値(F/B項)IcomfbAの和をVTC変換角位置決め制御コントローラAに対する電流指令値IcomAとし、これをソレノイドバルブ7Aに出力する。実際には、駆動電流を実現するように駆動電圧とソレノイドバルブ7Aの抵抗値を考慮したPWMディーティー比を算出し、ソレノイドバルブ7AをPWM駆動する。
In step S12, the sum of the current command value (F / F term) I comffA of the VTC conversion angle positioning controller A and the current command value (F / B term) I comfbA is obtained as a current command value I for the VTC conversion angle positioning controller A. comA is output to the
ステップS13〜S15では、ステップS10〜S12と同様の手法によりVTC変換角位置決めコントローラBのF/F補償部B41b、F/B補償部B42b、電流指令値IcomBを演算する。 In steps S13 to S15, the F / F compensation unit B41b, the F / B compensation unit B42b, and the current command value I comB of the VTC conversion angle positioning controller B are calculated by the same method as in steps S10 to S12 .
図12は、本実施形態による効果を説明するためのタイムチャートである。x軸は時間、y軸は変換角θ、図中上段は可変動弁機構VTCAについてのチャート、図中下段は可変動弁機構VTCBについてのチャートである。また、図12中の実線P、Q、R、S、破線P’、Q’、R’、S’は、それぞれ可変動弁機構VTCA、VTCBの変換角指令値、規範応答、油圧干渉が速度に影響を与えた場合の規範応答、実変換角である。なお、ここでは可変動弁機構VTCAがt1で先に作動開始し、その後可変動弁機構VTCBがt2で作動開始するものとする。 FIG. 12 is a time chart for explaining the effects of the present embodiment. The x-axis is time, the y-axis is the conversion angle θ, the upper part in the figure is a chart for the variable valve mechanism VTCA, and the lower part is a chart for the variable valve mechanism VTCB. In addition, solid lines P, Q, R, and S, broken lines P ′, Q ′, R ′, and S ′ in FIG. 12 indicate conversion angle command values, reference responses, and hydraulic interference speeds of the variable valve mechanisms VTCA and VTCB, respectively. This is the normative response and actual conversion angle when it is affected. Here, it is assumed that the variable valve mechanism VTCA starts to operate first at t1, and then the variable valve mechanism VTCB starts to operate at t2.
図13は、図1と同様の構成において、油圧干渉による飽和速度の変化を考慮しない場合の、制御指令値と制御対象出力について示したタイムチャートである。 FIG. 13 is a time chart showing the control command value and the control target output when the change in saturation speed due to hydraulic interference is not considered in the same configuration as FIG.
図12において、t1で可変動弁機構VTCAに変換角指令値Aが与えられ、規範応答Aが定まり、実変換角Aが変化し始める。その後t2で可変動弁機構VTCBに変換角指令値Bが与えられ、規範応答Bが定まり、実変換角Bが変化し始めると、油圧干渉が生じる。ここで、油圧干渉を考慮しないと、図13に示すように制御対象出力がオーバーシュートしてしまう。 In FIG. 12, the conversion angle command value A is given to the variable valve mechanism VTCA at t1, the normative response A is determined, and the actual conversion angle A starts to change. Thereafter, at t2, when the conversion angle command value B is given to the variable valve mechanism VTCB, the reference response B is determined, and the actual conversion angle B starts to change, hydraulic interference occurs. Here, if hydraulic interference is not taken into consideration, the control target output will overshoot as shown in FIG.
しかしながら、油圧干渉を考慮して速度飽和制限値を与えた規範応答A、Bを算出することにより、積分器B53の停止時期を正確に与えることができるので、図12に示すようにオーバーシュートを制限することができる。また、規範応答の傾きが小さくなって実変換角とほぼ同じ応答にすることができる。 However, by calculating the normative responses A and B in which the speed saturation limit value is given in consideration of the hydraulic interference, the stop time of the integrator B53 can be given accurately, so overshooting occurs as shown in FIG. Can be limited. Further, the inclination of the normative response is reduced, and the response can be made almost the same as the actual conversion angle.
以上により本実施形態によれば、次のような効果を得ることができる。
(1)飽和要素を有する複数の可変動弁機構VTCA、VTCBと、これらを駆動するための一のオイルポンプ10と、複数の可変動弁機構VTCA、VTCBの変換角を各々異なる目標値に一致させるための複数の制御系とを備える制御装置において、少なくとも積分器B53を備え実際の変換角と目標値との偏差に基づいてフィードバック補償出力を演算する各制御系のフィードバック補償器B42と、他系統の目標値から変換角速度を推定し、この推定変換角速度に基づいて自系統の飽和制限値を決定する飽和制限値演算コントローラ40と、を有し、フィードバック補償器B42は、飽和制限値に基づいて自系統の変換角速度が飽和を起こしているか否かを判定し、飽和を起こした場合には積分器B53を停止するので、自系統が飽和を起こした際に正確に積分器B53を停止することができ、これによりオーバーシュートを抑制することができる。
As described above, according to the present embodiment, the following effects can be obtained.
(1) A plurality of variable valve mechanisms VTCA, VTCB having a saturation element, one
(2)飽和制限値演算コントローラ40は、自系統の変換角を所望の応答特性で目標値に一致させるモデル規範型制御を行い、さらに他系統について目標値に対する規範応答を演算し、この規範応答の速度に基づいて飽和制限値を演算するので、他系統の目標値に対する変換角速度をより正確に推定することが可能となり、これにより油圧干渉による影響をより大きく抑制することができる。
(2) The saturation limit
(3)飽和制限値演算コントローラ40は、他系統の目標値に対する規範応答の演算にあたって制御対象の飽和要素を演算要素として用いるので、規範応答を演算する際に、出力可能な変換角速度をより正確に推定することが可能となる。
(3) Since the saturation limit
(4)飽和制限値演算コントローラ40は、他系統の変換角速度の推定値が上昇した場合は、自系統の飽和制限値を低下させるので、一方の速度が上昇すると他方は油圧干渉の影響で飽和要素が低下するという特性に応じた飽和制限値を決定することができ、これによって、より正確なタイミングで積分器B53を停止することができる。
(4) When the estimated value of the conversion angular velocity of the other system increases, the saturation limit
(5)飽和制限値演算コントローラ40は、他系統の変換角速度が所定値以上となった場合には、自系統の飽和制限値を制限するので、他系統が一定値以上の変換角速度を要求した場合に最低限の飽和制限値を確保し、両系統を油圧干渉を受けながらも目標値に追従させることができる。
(5) Since the saturation limit
(6)各制御系統は、飽和要素を有する制御対象モデルを内部に有し、変換角速度の飽和判定閾値に応じた規範応答とフィードフォワード操作量を演算するので、F/F補償部は与えられた飽和制限値を使用して、出力可能な規範応答と電流指令値(F/F項)とを算出することができる。このため制御対象との偏差を少なくすることができ、オーバーシュートを抑制することができる。 (6) Each control system has a controlled object model having a saturation element inside, and calculates a normative response and a feedforward manipulated variable according to a saturation determination threshold value of a conversion angular velocity, so that an F / F compensation unit is provided. Using the saturation limit value, it is possible to calculate a standard response that can be output and a current command value (F / F term). For this reason, the deviation from the controlled object can be reduced, and overshoot can be suppressed.
なお、上述した実施形態では、可変動弁機構VTCA、VTCBをそれぞれ吸気側と排気側に配置する構成について説明したが、この他にも、異なるタイミングで作動させる複数の油圧アクチュエータを同一油圧源で駆動する構成であれば、同様に適用することができる。 In the embodiment described above, the variable valve mechanisms VTCA and VTCB have been described as being arranged on the intake side and the exhaust side, respectively. However, in addition to this, a plurality of hydraulic actuators that are operated at different timings can be used with the same hydraulic source. The same applies to any configuration that drives.
また、本発明は上記の実施の形態に限定されるわけではなく、特許請求の範囲に記載の技術的思想の範囲内で様々な変更を成し得ることは言うまでもない。 The present invention is not limited to the above-described embodiment, and it goes without saying that various modifications can be made within the scope of the technical idea described in the claims.
1 カム軸駆動用スプロケット
2 カムシャフト
3 ハウジング
4 ベーン
5 進角室
6 遅角室
7 ソレノイドバルブ
8 VTC変換角位置決め制御コントローラ
9 オイルパン
10 オイルポンプ
11 カムシャフト位置センサ
12 水温センサ
13 クランク角センサ
DESCRIPTION OF
Claims (7)
前記複数の油圧アクチュエータを駆動するための一の油圧源と、
前記複数のアクチュエータの制御量を各々異なる目標値に一致させるための複数の制御系と、
を備える油圧アクチュエータの制御装置において、
少なくとも積分器を備え実際の制御量と目標値との偏差に基づいてフィードバック補償出力を演算する制御系ごとに備えたフィードバック補償演算手段と、
他系統の目標値から制御量の速度を推定し、この推定速度に基づいて自系統の飽和判定閾値を決定する飽和判定閾値演算手段と、
を有し、
前記フィードバック補償演算手段は、前記飽和判定閾値に基づいて自系統の制御対象の速度が飽和を起こしているか否かを判定し、自系統の制御対象の速度が飽和を起こした場合には前記積分器を停止することを特徴とする油圧アクチュエータの制御装置。 A plurality of hydraulic actuators having saturated elements;
One hydraulic source for driving the plurality of hydraulic actuators;
A plurality of control systems for matching the control amounts of the plurality of actuators to different target values;
In a hydraulic actuator control device comprising:
Feedback compensation calculation means provided for each control system including at least an integrator and calculating a feedback compensation output based on a deviation between an actual control amount and a target value;
Saturation determination threshold value calculating means for estimating the speed of the control amount from the target value of the other system and determining the saturation determination threshold value of the own system based on this estimated speed;
Have
The feedback compensation calculation means determines whether or not the speed of the control target of the own system is saturated based on the saturation determination threshold, and if the speed of the control target of the own system is saturated, the integration The hydraulic actuator control device is characterized in that the device is stopped.
前記複数の油圧アクチュエータを駆動するための一の油圧源と、
を備え、
前記複数のアクチュエータの制御量を各々異なる目標値に一致させる油圧アクチュエータの制御方法において、
他系統の目標値から制御量の速度を推定し、この速度に基づいて決定される自系統の飽和判定閾値に基づいて自系統の制御対象が飽和を起こしているか否かを判定し、前記自系統の制御対象が飽和を起こしていると判定したときには、実際の制御量と目標値との偏差に基づいてフィードバック補償出力を演算するフィードバック補償部が備える積分器の動作を停止することを特徴とする油圧アクチュエータの制御方法。 A plurality of hydraulic actuators having saturated elements;
One hydraulic source for driving the plurality of hydraulic actuators;
With
In the control method of the hydraulic actuator for matching the control amounts of the plurality of actuators with different target values,
The speed of the control amount is estimated from the target value of the other system, and it is determined whether or not the control target of the own system is saturated based on the saturation determination threshold value of the own system determined based on this speed. When it is determined that the control target of the system is saturated, the operation of the integrator provided in the feedback compensation unit that calculates the feedback compensation output based on the deviation between the actual control amount and the target value is stopped. Control method for hydraulic actuator.
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