JP5362685B2 - プラントの制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、プラントの制御装置に関し、特にプラントを制御する制御量を所定上下限値の範囲内に制限するリミット処理を行い、リミット処理後の制御量を制御入力としてプラントに入力する制御装置に関する。

特許文献１は、内燃機関の空燃比制御装置を開示する。この制御装置によれば、検出される空燃比が目標空燃比と一致するように空燃比補正係数が算出され、算出された空燃比補正係数のリミット処理が行われ、リミット処理後の空燃比補正係数が、燃料供給量の算出に適用される。

特開２００７−２４７４２６号公報

リミット処理を行うことにより、実際に燃料供給量の算出に適用される空燃比補正係数は、検出空燃比を目標空燃比に一致させるための最適値からずれた値に設定される。そのため、例えば目標空燃比が急激に変化する過渡時において、目標空燃比への収束性が悪化するという課題がある。この課題は、空燃比のフィードバック制御を行う制御系にのみ存在するものではなく、同様に構成されるフィードバック制御系一般に存在し、さらに制御出力の目標値に応じてフィードフォワード制御を行う制御系、あるいはフィードバック制御とフィードフォワード制御とを組み合わせた制御系にも存在する。すなわち、制御出力の目標値に応じて制御量を算出し、さらにその制御量のリミット処理を行い、リミット処理後の制御量を制御入力として、制御対象であるプラントに入力する構成を有する制御系に必然的に存在する課題である。

本発明は、この点に着目してなされたものであり、プラントを制御する制御量のリミット処理を行うことによる制御性の悪化を抑制することができるプラントの制御装置を提供することを目的とする。

上記目的を達成するため請求項１に記載の発明は、プラントの制御出力（ＫＡＣＴ）の目標値（ＫＣＭＤ）に応じて制御量（ＫＡＦＢ）を算出する制御器と、前記制御量（ＫＡＦＢ）を所定上下限値（ＫＡＦＬＨ，ＫＡＦＬＬ）の範囲内に制限するリミット処理を行い、リミット処理後制御量（ＫＡＦ）を出力するリミット処理手段とを備え、前記リミット処理後制御量（ＫＡＦ）を制御入力として前記プラントに入力するプラントの制御装置において、前記リミット処理の対象となる制御量（ＫＡＦＢＭ）と前記リミット処理後制御量（ＫＡＦ）との差分値の過去値（ｄＬＭＴ(k-1)）に応じて、前記制御量（ＫＡＦＢ）の修正値（ＤＬＭ）を算出する修正値算出手段と、前記制御量（ＫＡＦＢ）を前記修正値（ＤＬＭ）により修正して、修正制御量（ＫＡＦＢＭ）を算出する修正手段とを備え、前記リミット処理手段は、前記修正制御量（ＫＡＦＢＭ）のリミット処理を行い、前記修正値算出手段は、前記プラントの応答特性を示す応答特性パラメータ（α）に応じた値に設定される修正係数（１−α）と、前記差分値の過去値（ｄＬＭＴ(k-1)）とを用いて前記修正値（ＤＬＭ）を算出することを特徴とする。

請求項２に記載の発明は、請求項１に記載のプラントの制御装置において、前記制御器は、前記プラントの制御出力が前記目標値と一致するように、フィードバック制御量を算出するフィードバック制御器であり、前記修正値算出手段は、前記プラントをモデル化することにより得られる制御対象モデルの伝達関数（Ｐ(z)）に基づいて、前記プラントの制御出力の今回値（ＫＡＣＴ(k)）を前記制御出力の過去値（ＫＡＣＴ(k-1)）を含む漸化式で表した場合において、前記修正係数を前記制御出力の過去値の乗算される係数（１−α）に設定することを特徴とする。

請求項３に記載の発明は、請求項２に記載のプラントの制御装置において、前記制御対象モデルの伝達関数（Ｐ(z)）は、一次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と一次遅れ要素の結合に対応する伝達関数で与えられ、前記修正値算出手段は、前記差分値の１演算周期前の値（ｄＬＭＴ(k-1)）に、前記漸化式において１演算周期前の制御出力（ＫＡＣＴ(k-1)）に乗算される係数（１−α）を乗算することにより、前記修正値（ＤＬＭ）を算出することを特徴とする。

請求項４に記載の発明は、請求項３に記載のプラントの制御装置において、前記プラントは、内燃機関（１）及び該機関の排気中の酸素濃度を検出する空燃比センサ（１７）からなり、前記フィードバック制御器は、検出される空燃比（ＫＡＣＴ）が目標空燃比（ＫＣＭＤ）と一致するように前記フィードバック制御量としての空燃比制御量（ＫＡＦＢ）を算出し、前記応答特性パラメータ（α）は、前記空燃比センサの応答時定数（τＳ）に応じて設定されることを特徴とする。

請求項５に記載の発明は、請求項２に記載のプラントの制御装置において、前記制御対象モデルの伝達関数は、二次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と二次遅れ要素との結合に対応する伝達関数で与えられ、前記修正値算出手段は、前記差分値の１演算周期前の値（ｄＬＭＴ(k-1)）に、前記漸化式において１演算周期前の制御出力（ＮＥ(k-1)）に乗算される係数（２−α１−α２）を乗算することにより、第１修正項を算出する第１修正項算出手段と、前記差分値の２演算周期前の値（ｄＬＭＴ(k-2)）に、前記漸化式において２演算周期前の制御出力（ＮＥ(k-2)）に乗算される係数（−（１−α１）（１−α２））を乗算することにより、第２修正項を算出する第２修正項算出手段とを有し、前記第１及び第２修正項を加算することにより、前記修正値（ＤＬＭ(k)）を算出することを特徴とする。

請求項６に記載の発明は、請求項５に記載のプラントの制御装置において、前記プラントは、内燃機関（１）及び該機関の出力トルクを制御するトルク制御部（４５）であり、前記フィードバック制御器は、検出される前記機関の回転数（ＮＥ）が目標回転数（ＮＯＢＪ）と一致するように前記制御入力である前記機関の目標トルク（ＴＱＣＭＤ）を算出し、前記応答特性パラメータは、前記トルク制御部（４５）の応答特性に応じて設定されるパラメータ（α１）であることを特徴とする。

請求項７に記載の発明は、請求項５に記載のプラントの制御装置において、前記プラントは、内燃機関の吸気弁の作動位相を連続的に変化させる弁作動位相可変機構（５６）であり、前記フィードバック制御器は、検出される前記作動位相（ＶＰＡ）が目標作動位相（ＶＰＡＣＭＤ）と一致するように前記制御入力である、前記弁作動位相可変機構（５６）に供給する駆動信号のデューティ（ＤＵＴＹ）を算出し、前記応答特性パラメータは、前記弁作動位相可変機構（５６）の作動油の応答特性に応じて設定されるパラメータ（α３）であることを特徴とする。

請求項１に記載の発明によれば、リミット処理の対象となる制御量とリミット処理後制御量との差分値の過去値に応じて、制御量の修正値が算出され、制御量を修正値により修正して、修正制御量が算出される。さらに、修正制御量のリミット処理が行われ、リミット処理後の修正制御量が制御入力としてプラントに入力される。制御量の修正値は、プラントの応答特性を示す応答特性パラメータに応じた値に設定される修正係数と、差分値の過去値とを用いて算出される。

リミット処理による制御量の変化量を示す差分値の過去値と修正係数とを用いて算出される修正値は、リミット処理による制御量の変化量に応じた値とるので、この修正値によってリミット処理前に、制御量を修正することにより、リミット処理による制御量の変化の影響を緩和する効果が得られる。その結果、特に目標値が急激に変化する過渡状態（リミット処理により実際に制御量が変更される状態）においてリミット処理による制御性の悪化を抑制することができる。またプラントの応答速度が速いほど、今回の制御出力に対する過去の制御出力の影響度合が減少するので、応答特性パラメータに応じた値の修正係数を使用することにより、良好な制御性改善効果を得ることができる。

請求項２に記載の発明によれば、プラントの制御出力が目標値と一致するように、フィードバック制御量が算出され、プラントをモデル化することにより得られる制御対象モデルの伝達関数に基づいて、プラントの制御出力の今回値を制御出力の過去値を含む漸化式で表した場合において、修正係数は制御出力の過去値の乗算される係数に設定される。制御出力の過去値の乗算される係数は、今回の制御出力に対する過去値の影響度合を示すので、修正係数を制御出力の過去値の乗算される係数に設定することにより、差分値の過去値の影響を修正値に適切に反映させ、良好な制御性改善効果を得ることができる。

請求項３に記載の発明によれば、制御対象モデルの伝達関数は、一次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と一次遅れ要素の結合に対応する伝達関数で与えられ、差分値の１演算周期前の値に、漸化式において１演算周期前の制御出力に乗算される係数を乗算することにより、修正値が算出される。制御対象モデルの伝達関数が、一次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と一次遅れ要素の結合に対応する伝達関数で与えられる場合には、漸化式に含まれる制御出力の過去値は１演算周期前の過去値のみであり、この１演算周期前の過去値に乗算される係数は、今回の制御出力に対する前回の制御出力の影響度合を示す。よって、この係数を、差分値の１演算周期前の値（前回値）に乗算することにより、プラントの伝達特性に応じた適切な修正値を得ることができ、良好な制御性改善効果が得られる。

請求項４に記載の発明によれば、制御対象であるプラントは内燃機関及び空燃比センサであり、検出空燃比が目標空燃比と一致するように空燃比制御量が算出され、応答特性パラメータは、空燃比センサの応答時定数に応じて設定される。空燃比制御における内燃機関は、むだ時間要素で近似し、空燃比センサの応答特性は一次遅れ要素で近似することが可能であることが確認されているので、応答特性パラメータを空燃比センサの応答時定数に応じて設定することにより、良好な空燃比制御性能を得ることができる。

請求項５に記載の発明によれば、制御対象モデルの伝達関数は、二次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と二次遅れ要素との結合に対応する伝達関数で与えられ、差分値の１演算周期前の値に、漸化式において１演算周期前の制御出力に乗算される係数を乗算することにより、第１修正項が算出されるとともに、差分値の２演算周期前の値に、前記漸化式において２演算周期前の制御出力に乗算される係数を乗算することにより、第２修正項が算出され、第１及び第２修正項を加算することにより、修正値が算出される。制御対象モデルの伝達関数が、二次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と二次遅れ要素との結合に対応する伝達関数で与えられる場合には、漸化式には１演算周期前の過去値及び２演算周期前の過去値が含まれる。したがって、差分値の１演算周期前の値及び２演算周期前の値に、それぞれ対応する係数を乗算して第１及び第２修正項を算出し、それらを加算して修正値を算出することにより、プラントの伝達特性に応じた適切な修正値を得ることができ、良好な制御性改善効果が得られる。

請求項６に記載の発明によれば、制御対象であるプラントは、内燃機関及び該機関の出力トルクを制御するトルク制御部であり、検出される機関回転数が目標回転数と一致するように目標トルクが算出され、応答特性パラメータは、トルク制御部の応答特性に応じて設定される。回転数制御における内燃機関及びトルク制御部は、二次遅れ要素で近似でき、その応答特性は、主としてトルク制御部の応答特性に依存することが確認されているので、応答性パラメータをトルク制御部の応答特性に応じて設定することにより、良好な機関回転数制御性能を得ることができる。

請求項７に記載の発明によれば、制御対象であるプラントは、内燃機関の吸気弁の作動位相を連続的に変化させる弁作動位相可変機構であり、検出される作動位相が目標作動位相と一致するように駆動信号デューティが算出され、応答特性パラメータは、弁作動位相可変機構の作動油の応答特性に応じて設定される。弁作動位相可変機構は、二次遅れ要素で近似でき、その応答特性は、主として作動油の応答特性に依存することが確認されているので、応答特性パラメータを作動油の応答特性に応じて設定することにより、良好な弁作動位相制御性能を得ることができる。

本発明の一実施形態にかかる内燃機関及びその制御装置の構成を示す図である。 一般的なフィードバック制御系の構成を示すブロック図である。 本実施形態におけるフィードバック制御系の構成を示すブロック図である。 空燃比のフィードバック制御を行う制御系の構成を示すブロック図である。 図４に示す制御系における演算処理のフローチャートである。 図５の処理で参照されるテーブルを示す図である。 リミット処理前のフィードバック制御量を修正することによる効果を説明するためのタイムチャートである。 本発明の第２の実施形態にかかる制御系の構成を示すブロック図である。 図８に示す制御系における演算処理のフローチャートである。 リミット処理前のフィードバック制御量を修正することによる効果を説明するためのタイムチャートである。 本発明の第３の実施形態にかかる制御系の構成を示すブロック図である。 弁作動特性可変機構に含まれる電磁スプール弁を構成及び動作を説明するための図である。 本発明の第４の実施形態にかかる制御系の構成を示すブロック図である。

以下本発明の実施の形態を図面を参照して説明する。
［第１の実施形態］
図１は、本発明の一実施形態にかかる内燃機関（以下「エンジン」という）及びその制御装置の全体構成図であり、例えば４気筒のエンジン１の吸気管２の途中にはスロットル弁３が配されている。スロットル弁３にはスロットル弁開度ＴＨを検出するスロットル弁開度センサ４が連結されており、その検出信号が電子制御ユニット（以下「ＥＣＵ」という）５に供給される。

燃料噴射弁６はエンジン１とスロットル弁３との間かつ吸気管２の図示しない吸気弁の少し上流側に各気筒毎に設けられており、各噴射弁は図示しない燃料ポンプに接続されていると共にＥＣＵ５に電気的に接続されて当該ＥＣＵ５からの信号により燃料噴射弁６の開弁時間が制御される。

スロットル弁３の上流側には吸入空気流量ＧＡＩＲを検出する吸入空気流量センサ７が設けられている。またスロットル弁３の下流側には吸気圧ＰＢＡを検出する吸気圧センサ８、及び吸気温ＴＡを検出する吸気温センサ９が設けられている。エンジン１の本体には、エンジン冷却水温ＴＷを検出するエンジン冷却水温センサ１０が装着されている。これらのセンサ８〜１０の検出信号は、ＥＣＵ５に供給される。

ＥＣＵ５には、エンジン１のクランク軸（図示せず）の回転角度を検出するクランク角度位置センサ１１が接続されており、クランク軸の回転角度に応じた信号がＥＣＵ５に供給される。クランク角度位置センサ１１は、エンジン１の特定の気筒の所定クランク角度位置でパルス（以下「ＣＹＬパルス」という）を出力する気筒判別センサ、各気筒の吸入行程開始時の上死点（ＴＤＣ）に関し所定クランク角度前のクランク角度位置で（４気筒エンジンではクランク角１８０度毎に）ＴＤＣパルスを出力するＴＤＣセンサ及びＴＤＣパルスより短い一定クランク角周期（例えば６度周期）で１パルス（以下「ＣＲＫパルス」という）を発生するＣＲＫセンサから成り、ＣＹＬパルス、ＴＤＣパルス及びＣＲＫパルスがＥＣＵ５に供給される。これらのパルスは、燃料噴射時期、点火時期等の各種タイミング制御、エンジン回転数（エンジン回転速度）ＮＥの検出に使用される。

排気管１３には排気浄化触媒１４が設けられ、排気浄化触媒１４の上流側には、比例型酸素濃度センサ１７（以下「ＬＡＦセンサ１７」という）が装着されており、このＬＡＦセンサ１７は排気中の酸素濃度（空燃比）にほぼ比例した検出信号を出力し、ＥＣＵ５に供給する。

ＥＣＵ５は、各種センサからの入力信号波形を整形し、電圧レベルを所定レベルに修正し、アナログ信号値をデジタル信号値に変換する等の機能を有する入力回路、中央演算処理ユニット（以下「ＣＰＵ」という）、該ＣＰＵで実行される各種演算プログラム及び演算結果等を記憶する記憶回路、燃料噴射弁６に駆動信号を供給する出力回路等から構成される。

ＥＣＵ５は、検出される空燃比が、エンジン運転状態に応じて設定される目標空燃比と一致するように、燃料噴射弁６による燃料噴射時間（燃料噴射量にほぼ比例するので、以下「燃料噴射量」という）ＴＯＵＴを算出し、燃料噴射量ＴＯＵＴに応じて燃料噴射弁６による燃料噴射を実行する。これにより、空燃比のフィードバック制御が行われる。

図２は、制御対象であるプラントの制御出力Ｙをフィードバック制御する制御系の一般的な構成を示すブロック図であり、この制御系は、減算器２１、フィードバック制御器２２、リミット処理部２３、及び制御対象であるプラント２４からなる。

減算器２１は、目標値ＹＴから制御出力Ｙを減算することにより、制御偏差ＤＹを算出し、フィードバック制御器２２は、制御偏差ＤＹが「０」となるように、すなわち制御出力Ｙが目標値ＹＴと一致するように制御入力Ｕを算出する。

リミット処理部２３は、制御入力Ｕを所定上下限値の範囲内に制限するリミット処理を行い、リミット処理後制御入力ＵＦを出力し、プラント２４に入力する。

図３は、本実施形態における制御系の構成手法を説明するためのブロック図であり、この制御系は、図２に示す制御系に減算器２５，２６、遅延部２７、及び乗算部２８が追加されて構成されている。

減算器２５は、制御入力Ｕから修正値ＤＬＭを減算することにより、修正制御入力ＵＭを算出し、リミット処理部２３は修正制御入力ＵＭについてリミット処理を行い、リミット処理後制御入力ＵＭＦを出力する。減算器２６は、リミット処理後制御入力ＵＭＦから修正制御入力ＵＭを減算することにより、差分値ｄＬＭＴを算出する。修正制御入力ＵＭが所定上下限値の範囲内であれば、差分値ｄＬＭＴは「０」となり、修正制御入力ＵＭが所定上限値より大きいときまたは所定下限値より小さいときに「０」以外の値をとる。したがって、リミット処理部２３は、差分値ｄＬＭＴに相当する外乱が加算される加算器とみなすことができる。以下の説明では、差分値ｄＬＭＴが「０」以外の値をとるときを、「リミット外乱印加状態」という。このことを数式で表すと、下記式（１）が得られる。式（１）の「ｋ」は、制御入力の演算周期ＴＣで離散化した離散化時刻を示す。
ＵＭＦ(k)＝ＵＭ(k)＋ｄＬＭＴ(k) （１）

遅延部２７は、１演算周期ＴＣだけ差分値ｄＬＭＴを遅延させて出力し、乗算部２８は入力データに修正係数ＫＭを乗算して出力する。したがって、修正値ＤＬＭ(k)は、下記式（２）で与えられる。修正係数ＫＭは、「０」より大きく「１」より小さい値に設定される。
ＤＬＭ(k)＝ＫＭ×ｄＬＭＴ(k-1) （２）

また修正制御入力ＵＭ(k)は、下記式（３）で与えられ、リミット処理後制御入力ＵＭＦ(k)は下記式（４）で与えられる。
ＵＭ(k)＝Ｕ(k)−ＤＬＭ(k)
＝Ｕ(k)−ＫＭ×ｄＬＭＴ(k-1) （３）
ＵＭＦ(k)＝Ｕ(k)−ＤＬＭ(k)＋ｄＬＭＴ(k)
＝Ｕ(k)−ＫＭ×ｄＬＭＴ(k-1)＋ｄＬＭＴ(k) （４）

式（４）から明らかなように、制御系を図３に示すように構成することにより、リミット外乱印加状態におけるリミット処理後制御入力ＵＭＦ(k)に対する、リミット処理の影響度合を修正値ＤＬＭ分だけ軽減することができる。これにより、後述するように目標値ＹＴが急変する過渡状態における制御性の悪化を抑制することができる。

図４は、本実施形態における制御系の構成を示すブロック図である。この制御系は、減算器３１、フィードバック制御器３２、減算器３３、リミット処理部３４、減算器３５、遅延部３６、乗算部３７、燃料噴射制御部３８、エンジン１、及びＬＡＦセンサ１７からなる。本実施形態では、エンジン１及びＬＡＦセンサ１７が、図３のプラント２４に相当する。図４に示す減算器３１、フィードバック制御器３２、減算器３３、リミット処理部３４、減算器３５、遅延部３６、乗算部３７、及び燃料噴射制御部３８は、ＥＣＵ５のＣＰＵによる演算処理により実現される。本実施形態では、空燃比を示すパラメータとして当量比を用いる。当量比は、空燃比の逆数に比例し、空燃比が理論空燃比に等しいとき「１．０」をとるパラメータである。

減算器３１は、目標空燃比に相当する目標当量比ＫＣＭＤ(k)から検出当量比ＫＡＣＴ(k)を減算することにより、制御偏差ＤＡＦ(k)を算出する。検出当量比ＫＡＣＴ(k)は、ＬＡＦセンサ１７により検出される空燃比を当量比に変換したものである。

フィードバック制御器３２は、公知のＰＩＤ（比例積分微分）制御、適応制御、スライディングモード制御などのフィードバック制御手法のうちの何れかを用いて、制御偏差ＤＡＦ(k)が「０」となるように空燃比制御量である基本空燃比補正係数ＫＡＦＢ(k)を算出する。

減算器３３は、基本空燃比補正係数ＫＡＦＢ(k)から修正値ＤＬＭ(k)を減算することにより、修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭ(k)を算出する。リミット処理部３４は、修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭ(k)を所定上限値ＫＡＦＬＨ以下でかつ所定下限値ＫＡＦＬＬ以上の範囲内に制限するリミット処理を行い、空燃比補正係数ＫＡＦ(k)を算出する。

減算器３５は、空燃比補正係数ＫＡＦ(k)から修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭ(k)を減算することにより差分値ｄＬＭＴ(k)を算出する。遅延部３６及び乗算部３７は、上記式（２）により修正値ＤＬＭ(k)を算出する。

燃料噴射制御部３８は、下記式（５）により燃料噴射量ＴＯＵＴを算出する。
ＴＯＵＴ＝ＴＩＭ×ＫＣＭＤ×ＫＡＦ×ＫＴＯＴＡＬ （５）
ここに、ＴＩＭは基本燃料量、具体的には燃料噴射弁６の基本燃料噴射時間であり、吸入空気流量ＧＡＩＲに応じて設定されたＴＩＭテーブルを検索して決定される。ＴＩＭテーブルは、エンジンに供給する混合気の空燃比がほぼ理論空燃比になるように設定されている。

ＫＴＯＴＡＬは吸気温ＴＡ，エンジン冷却水温ＴＷなどの運転状態を示すパラメータに応じて演算される補正係数の積であり、公知の手法で算出される。

エンジン１の空燃比制御においては、エンジン１の伝達特性は１演算周期に相当するむだ時間要素の伝達関数で近似し、ＬＡＦセンサ１７の伝達特性は一次遅れ要素の伝達関数で近似できることが、実験的に確認されている。したがって、プラントの伝達関数Ｐ(z)は、下記式（６）で与えられる。式（６）のαは、ＬＡＦセンサ１７の応答特性を示す応答特性パラメータであり、ＬＡＦセンサ１７の応答時定数τＳ及び演算周期ＴＣを用いて下記式（７）で定義される。応答特性パラメータαは、０から１の間の値をとり、ＬＡＦセンサ１７の応答速度が高くなるほど大きな値をとる。

この伝達関数Ｐ(z)に基づいて、プラントの制御出力である検出当量比ＫＡＣＴ(k)を漸化式で表すと、下記式（８）が得られる。
ＫＡＣＴ(k)＝（１−α）×ＫＡＣＴ(k-1)＋α×ＴＯＵＴ(k-2) （８）

この式（８）から、前回の検出当量比ＫＡＣＴ(k-1)に影響を与えた外乱、すなわち上記差分値ｄＬＭＴ(k-1)が、今回の検出当量比ＫＡＣＴ(k)には（１−α）倍となって影響を与えると考えることができる。そこで、本実施形態では、修正係数ＫＭを係数（１−α）に設定している。これにより、ＬＡＦセンサ１７の応答時定数τＳ、換言すれば応答特性パラメータαを算出することにより、修正係数ＫＭを最適値に容易に設定することができる。

図５は、空燃比補正係数ＫＡＦを算出する処理、すなわち減算器３１、フィードバック制御器３２、減算器３３、リミット処理部３４、減算器３５、遅延部３６、及び乗算部３７による演算処理のフローチャートである。この処理は、ＴＤＣパルスに同期してＥＣＵ５のＣＰＵで実行されるため、エンジン回転数ＮＥに依存して演算周期ＴＣが変化する。したがって、応答特性パラメータαの算出に適用する演算周期ＴＣは、エンジン回転数ＮＥに応じて算出される値が使用される。

ステップＳ１１では、下記式（１１）により、制御偏差ＤＡＦ(k)を算出する。
ＤＡＦ(k)＝ＫＣＭＤ(k)−ＫＡＣＴ(k) （１１）
ステップＳ１２では、吸入空気流量ＧＡＩＲに応じて図６に示すτＳテーブルを検索し、ＬＡＦセンサ１７の応答時定数τＳを算出する。τＳテーブルは、吸入空気流量ＧＡＩＲが増加するほど応答時定数τＳが減少するように設定されている。

ステップＳ１３では、前記式（７）により応答特性パラメータαを算出し、ステップＳ１４では、例えば適応制御により基本空燃比補正係数ＫＡＦＢ(k)を算出する。

ステップＳ１５では、式（１２）により、修正値ＤＬＭ(k)を算出する。
ＤＬＭ(k)＝（１−α）×ｄＬＭＴ(k-1) （１２）
ステップＳ１６では、基本空燃比補正係数ＫＡＦＢ(k)及び修正値ＤＬＭ(k)を下記式（１３）に適用し、修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭ(k)を算出する。
ＫＡＦＢＭ(k)＝ＫＡＦＢ(k)−ＤＬＭ(k) （１３）

ステップＳ１７では、修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭ(k)が所定上限値ＫＡＦＬＨより大きいか否かを判別し、その答が否定（ＮＯ）であるときは修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭ(k)が所定下限値ＫＡＦＬＬより小さいか否かを判別する（ステップＳ１８）。ステップＳ１８の答も否定（ＮＯ）であるときは、空燃比補正係数ＫＡＦ(k)を修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭ(k)に設定する（ステップＳ２１）。

ステップＳ１７の答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、空燃比補正係数ＫＡＦ(k)を所定上限値ＫＡＦＬＨに設定し（ステップＳ１９）、ステップＳ１８の答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、空燃比補正係数ＫＡＦ(k)を所定下限値ＫＡＦＬＬに設定する（ステップＳ２０）。

ステップＳ２２では、下記式（１４）により、差分値ｄＬＭＴ(k)を算出する。
ｄＬＭＴ(k)＝ＫＡＦ(k)−ＫＡＦＢＭ(k) （１４）

図７は、修正値ＤＬＭによる基本空燃比補正係数ＫＡＦＢの修正を行うことの効果を説明するためのタイムチャートである。図７（ａ）〜（ｃ）の上側の図は空燃比補正係数ＫＡＦの推移を示し、下側の図は目標当量比ＫＣＭＤ（破線）及び検出当量比ＫＡＣＴ（実線）の推移を示す。すなわち、目標当量比ＫＣＭＤがステップ状に変化する過渡状態での制御応答特性が示されている。このような過渡状態が、リミット外乱印加状態となる。

図７（ａ）は、リミット処理を全く行わない空燃比補正係数ＫＡＦを制御入力とした例に対応し、検出当量比ＫＡＣＴは目標当量比ＫＣＭＤとほぼ一致している。図７（ｂ）は、修正値ＤＬＭによる修正を行わずにリミット処理を行って算出した空燃比補正係数ＫＡＦを制御入力とした例に対応し、図７（ｃ）は、本実施形態の手法により算出した空燃比補正係数ＫＡＦを制御入力とした例に対応する。リミット処理を行うことにより、目標当量比ＫＣＭＤが変化した時点の直後において、制御応答性が悪化することが示されている。

さらに図７（ｂ）と図７（ｃ）を比較すれば、修正値ＤＬＭによる修正を行うことにより、リミット処理を行うことに起因する制御応答性の悪化（リミット外乱印加状態における制御性の悪化）を抑制可能であることが確認できる。

以上のように本実施形態によれば、リミット処理の対象となるフィードバック制御量である修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭとリミット処理後のフィードバック制御量である空燃比補正係数ＫＡＦとの差分値の過去値ｄＬＭＴ(k-1)に、修正係数ＫＭ（＝１−α）を乗算することにより、修正値ＤＬＭが算出され、基本空燃比補正係数ＫＡＦＢを修正値ＤＬＭにより修正して修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭが算出される。さらに、修正基本空燃比補正係数ＫＡＦＢＭのリミット処理が行われ、リミット処理後の空燃比補正係数ＫＡＦを用いて燃料噴射量ＴＯＵＴが算出される。リミット処理による空燃比補正係数ＫＡＦの変化量を示す差分値ｄＬＭＴに修正係数ＫＭを乗算することより算出される修正値ＤＬＭは、リミット処理による空燃比補正係数ＫＡＦの変化量に比例し、かつその変化量より小さい値を有する。この修正値ＤＬＭによってリミット処理前に、基本空燃比補正係数ＫＡＦＢを修正することにより、リミット処理による空燃比補正係数の変化の影響を緩和する効果が得られる。その結果、特に目標当量比ＫＣＭＤが急激に変化する過渡状態（リミット処理により実際に空燃比補正係数ＫＡＦが変更されるリミット外乱印加状態）においてリミット処理による制御性の悪化を抑制することができる。

また修正係数ＫＭは、ＬＡＦセンサ１７の応答特性を示す応答特性パラメータαに応じた係数（１−α）に設定される。ＬＡＦセンサ１７の応答速度が速いほど、空燃比補正係数の今回値ＫＡＦ(k)に与える前回値ＫＡＦ(k-1)の影響度合は減少すると考えられる。したがって、修正係数ＫＭを応答特性パラメータαに応じた値の係数（１−α）に設定することにより、良好な制御性改善効果を得ることができる。

エンジン１及びＬＡＦセンサ１７により構成されるプラントをモデル化した制御対象モデルの伝達関数Ｐ(z)に基づいて、制御出力である検出当量比ＫＡＣＴの今回値ＫＡＣＴ(k)を前回値ＫＡＣＴ(k-1)を含む漸化式で表すと式（８）が得られる。修正係数ＫＭは、式（８）において前回値ＫＡＣＴ(k-1)に乗算される係数（１−α）に設定される。前回値ＫＡＣＴ(k-1)に乗算される係数（１−α）は、今回の制御出力に対する前回の制御出力の影響度合を示すので、修正係数ＫＭをこの係数（１−α）に設定することにより、良好な制御性改善効果が得られる。

本実施形態では、ＥＣＵ５がフィードバック制御器、リミット処理手段、修正値算出手段、及び修正手段を構成する。具体的には、図５のステップＳ１７〜Ｓ２１がリミット処理手段に相当し、ステップＳ１２，Ｓ１３，Ｓ１５，及びＳ２２が修正値算出手段に相当し、ステップＳ１６が修正手段に相当する。

［第２の実施形態］
本実施形態は、上述したリミット処理前のフィードバック制御量の修正手法を、エンジン１のアイドル回転数のフィードバック制御を行う制御系に適用したものであり、図８は、本実施形態における制御系の構成を示す。

図８に示す制御系は、減算器４１と、フィードバック制御器４２と、減算器４３と、リミット処理部４４と、減算器４５と、修正値算出部４６と、トルク制御部４７と、エンジン１と、エンジン回転数センサ（第１の実施形態におけるクランク角度位置センサが対応する）１１とによって構成される。

減算器４１は、目標回転数ＮＯＢＪから検出エンジン回転数ＮＥを減算することにより、制御偏差ＤＮＥを算出する。フィードバック制御器４２は、制御偏差ＤＮＥが「０」となるように、すなわちエンジン回転数ＮＥが目標回転数ＮＯＢＪと一致するように、例えばＰＩＤ制御を適用して、フィードバック制御項ＴＱＦＢを算出する。

減算器４３は、図４の減算器３３に相当するものであり、フィードバック制御項ＴＱＦＢ(k)から修正値ＤＬＭ(k)を減算することにより、修正フィードバック制御項ＴＱＦＢＭ(k)を算出する。リミット処理部４４は、修正フィードバック制御項ＴＱＦＢＭ(k)を所定上限値ＴＱＦＢＬＨ以下でかつ所定下限値ＴＱＦＢＬＬ以上の範囲内に制限するリミット処理を行い、目標トルクＴＱＣＭＤ(k)を算出する。

減算器４５は、目標トルクＴＱＣＭＤ(k)から修正フィードバック制御項ＴＱＦＢＭ(k)を減算し、差分値ｄＬＭＴ(k)を算出する。修正値算出部４６は、下記式（２１）により、修正値ＤＬＭ(k)を算出する。式（２１）のα１及びα２は、トルク制御部４５、エンジン１、及びエンジン回転数センサ１１によって構成されるプラントの応答特性を示す応答特性パラメータであり、具体的には後述するプラントの伝達関数Ｐ(z)（式（２６））に含まれるパラメータである。
ＤＬＭ(k)＝（２−α１−α２）×ｄＬＭＴ(k-1)
＋｛−（１−α１）×（１−α２）｝×ｄＬＭＴ(k-2) （２１）

トルク制御部４７は、目標トルクＴＱＣＭＤが実現されるように（エンジン１の出力トルクＴＲＱが目標トルクＴＱＣＭＤと一致するように）、エンジン１のトルク制御を行う。具体的には、スロットル弁３の開度をアクチュエータ（図示せず）を用いて変更し、エンジン１の吸入空気量を制御することにより、エンジン１の出力トルクＴＲＱを制御する。

次にプラントの伝達関数Ｐ(z)について検討する。
トルク制御部４５の伝達関数ＧＴＯＤ(z)は、一次遅れ特性で近似できるので、下記式（２２）で与えられる。式（２２）のα１は応答特性パラメータであり、吸入空気量の制御応答特性に応じて決定される。

またエンジン回転数ＮＥと出力トルクＴＲＱとの関係は、下記式（２３）で与えられるので、出力トルクＴＲＱからエンジン回転数ＮＥまでの伝達関数ＧＴＮ(z)は、下記式（２４）で与えられる。式（２３）のＩＥは、エンジン１の慣性モーメント、Ｋは摩擦係数である。また式（２４）のα２は、下記式（２５）で与えられる応答特性パラメータである。

式（２２）及び（２４）から、プラントの伝達関数Ｐ(z)は、下記式（２６）で与えられる。なお、エンジン回転数センサはむだ時間要素及び積分要素は含まないもの近似している。

この伝達関数Ｐ(z)に基づいて、制御出力であるエンジン回転数ＮＥ(k)を漸化式で表すと、下記式（２７）が得られる。
ＮＥ(k)＝（２−α１−α２）×ＮＥ(k-1)−（１−α１）×（１−α２）×ＮＥ(k-2)
＋（α１×α２／Ｋ）×ＴＱＣＭＤ(k-2) （２７）

この式（２７）から、１演算周期前のエンジン回転数ＮＥ(k-1)に影響を与えたリミット処理外乱、すなわち上記差分値ｄＬＭＴ(k-1)が、今回のエンジン回転数ＮＥ(k)には（２−α１−α２）倍となって影響を与え、２演算周期前のエンジン回転数ＮＥ(k-2)に影響を与えたリミット処理外乱、すなわち上記差分値ｄＬＭＴ(k-2)が、今回のエンジン回転数ＮＥ(k)には｛−（１−α１）×（１−α２）｝倍となって影響を与えると考えることができる。

しがって、修正値ＤＬＭ(k)を上記式（２１）を用いて算出することにより、最適な修正値ＤＬＭ(k)を得ることができる。

図９は、目標トルクＴＱＣＭＤを算出する処理、すなわち減算器４１、フィードバック制御器４２、減算器４３、リミット処理部４４、減算器４５、及び修正値算出部４６による演算処理のフローチャートである。この処理は、所定時間に設定された演算周期ＴＣ毎に実行される。

ステップＳ３１では、下記式（３１）により、制御偏差ＤＮＥ(k)を算出する。
ＤＮＥ(k)＝ＮＯＢＪ(k)−ＮＥ(k) （３１）
ステップＳ３２では、例えばＰＩＤ制御によりフィードバック制御項ＴＱＦＢ(k)を算出する。ステップＳ３３では、前記式（２１）により、修正値ＤＬＭ(k)を算出する。

ステップＳ３４では、フィードバック制御項ＴＱＦＢ(k)及び修正値ＤＬＭ(k)を下記式（３２）に適用し、修正フィードバック制御項ＴＱＦＢＭ(k)を算出する。
ＴＱＦＢＭ(k)＝ＴＱＦＢ(k)−ＤＬＭ(k) （３２）

ステップＳ３５では、修正フィードバック制御項ＴＱＦＢＭ(k)が所定上限値ＴＱＦＢＬＨより大きいか否かを判別し、その答が否定（ＮＯ）であるときは修正フィードバック制御項ＴＱＦＢＭ(k)が所定下限値ＴＱＦＢＬＬより小さいか否かを判別する（ステップＳ３６）。ステップＳ３６の答も否定（ＮＯ）であるときは、目標トルクＴＱＣＭＤ(k)を修正フィードバック制御項ＴＱＦＢＭ(k)に設定する（ステップＳ３９）。

ステップＳ３５の答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、目標トルクＴＱＣＭＤ(k)を所定上限値ＴＱＦＢＬＨに設定し（ステップＳ３７）、ステップＳ３６の答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、目標トルクＴＱＣＭＤ(k)を所定下限値ＴＱＦＢＬＬに設定する（ステップＳ３８）。

ステップＳ４０では、下記式（３３）により、差分値ｄＬＭＴ(k)を算出する。
ｄＬＭＴ(k)＝ＴＱＣＭＤ(k)−ＴＱＦＢＭ(k) （３３）

図１０は、本実施形態における修正値ＤＬＭのよるフィードバック制御項ＴＱＦＢの修正を行うことの効果を説明するためのタイムチャートである。
図１０（ａ）及び（ｂ）の上側の図は目標トルクＴＱＣＭＤの推移を示し、下側の図は目標回転数ＮＯＢＪ（破線）及び検出エンジン回転数ＮＥ（実線）の推移を示す。すなわち、目標回転数ＮＯＢＪがステップ状に変化する過渡状態での制御応答特性が示されている。

図１０（ａ）は、修正値ＤＬＭによる修正を行わずにリミット処理を行って算出した目標トルクＴＱＣＭＤを制御入力とした例に対応し、図１０（ｂ）は、本実施形態の手法により算出した目標トルクＴＱＣＭＤを制御入力とした例に対応する。リミット処理を行うことにより、目標回転数ＮＯＢＪが変化した時点の直後において、制御応答性が悪化することが示されている。

図１０（ａ）と図１０（ｂ）を比較すれば、修正値ＤＬＭによる修正を行うことにより、リミット処理を行うことに起因する制御応答性の悪化（リミット外乱印加状態における制御性の悪化）を抑制可能であることが確認できる。

本実施形態では、図９のステップＳ３５〜Ｓ３９がリミット処理手段に相当し、ステップＳ３３及びＳ４０が修正値算出手段（第１修正項算出手段及び第２修正項算出手段を含む）に相当し、ステップＳ３４が修正手段に相当する。

（変形例）
エンジン１における摩擦の影響をトルク制御部で補正することにより、前記式（２３）の摩擦係数Ｋを無視できるものとすると、下記式（２３ａ）が得られる。したがって、本変形例では、出力トルクＴＲＱからエンジン回転数ＮＥまでの伝達関数ＧＴＮ(z)は、下記式（４０）で与えられ、プラントの伝達関数Ｐ(z)は下記式（４１）で与えられる。

したがって、エンジン回転数ＮＥ(k)は下記漸化式（４２）で与えられ、修正値ＤＬＭ(k)は下記式（４３）で与えられる。
ＮＥ(k)＝（２−α１）×ＮＥ(k-1)−（１−α１）×ＮＥ(k-2)
＋（α１／ＩＥ）×ＴＱＣＭＤ(k-2) （４２）
ＤＬＭ(k)＝（２−α１）×ｄＬＭＴ(k-1)−（１−α１）×ｄＬＭＴ(k-1) （４３）

［第３の実施形態］
本実施形態は、上述したリミット処理前のフィードバック制御量の修正手法を、エンジンの吸気弁の作動位相を連続的に変化させる弁作動位相可変機構（以下「ＶＴＣ機構」という）の制御装置に適用したものであり、図１１は、本実施形態における制御系の構成を示す。

図１１に示す制御系は、減算器５１と、フィードバック制御器５２と、減算器５３と、リミット処理部５４と、減算器５５と、修正値算出部５６と、ＶＴＣ機構５７と、角度位置センサ（ＡＰＳ）５８とによって構成される。

減算器５１は、目標作動位相ＶＰＡＣＭＤ(k)から検出作動位相ＶＰＡ(k)を減算することにより、制御偏差ＤＡ(k)を算出する。フィードバック制御器５２は、制御偏差ＤＡ(k)が「０」となるように例えば適応制御によって、フィードバック制御項ＤＴＦＢ(k)を算出する。

減算器５３は、は、図４の減算器３３に相当するものであり、フィードバック制御項ＤＴＦＢ(k)から修正値ＤＬＭ(k)を減算することにより、修正フィードバック制御項ＤＴＦＢＭ(k)を算出する。リミット処理部５４は、修正フィードバック制御項ＤＴＦＢＭ(k)を所定上限値ＤＴＦＢＬＨ以下でかつ所定下限値ＤＴＦＢＬＬ以上の範囲内に制限するリミット処理を行い、駆動信号デューティＤＵＴＹ(k)を算出する。

減算器５５は、駆動信号デューティＤＵＴＹ(k)から修正フィードバック制御項ＤＴＦＢＭ(k)を減算し、差分値ｄＬＭＴ(k)を算出する。修正値算出部５６は、下記式（５１）により、修正値ＤＬＭ(k)を算出する。
ＤＬＭ(k)＝（２−α３）×ｄＬＭＴ(k-1)−（１−α３）×ｄＬＭＴ(k-1) （５１）

式（５１）のα３は、ＶＴＣ機構５７及び角度位置センサ５８によって構成されるプラントの応答特性を示す応答特性パラメータであり、具体的には後述するプラントの伝達関数Ｐ(z)（式（５２））に含まれるパラメータである。なお、角度位置センサ５８はむだ時間要素及び積分要素を含まないものとして近似できる。式（５１）は、第２の実施形態の変形例に示した式（４３）と同形式の数式であって、式（４３）のα１をα３に置換した数式に相当する。本実施形態におけるプラントの伝達関数Ｐ(z)は後述するように、第２の実施形態の変形例における伝達関数（式（４１））と同形式の数式であることに基づく。

ＶＴＣ機構５７における弁作動位相ＶＰＡの制御は、図１２に示す電磁スプール弁を用いて行われる。この電磁スプール弁は、スプール６２が嵌装されたシリンダ部材６１と、スプール６２を図の左方向に付勢するばね６３と、ソレノイド６４とを備えている。シリンダ部材６１には、ドレイン６５及び６６が設けられている。

ソレノイド６４は、スプール６２を図の右方向に付勢し、その付勢力がばね６３による左方向の付勢力とつり合った位置ＰＳでスプール６２が停止する。したがって、ソレノイド６４に供給する電流によってスプール６２の位置ＰＳが制御される。

シリンダ部材６１には、油路６７を介してオイルポンプ（図示せず）により加圧された作動油が供給され、供給された作動油は油路６８または６９を介して遅角室または進角室（いずれも図示せず）に供給される。

図１２（ｂ）は、スプール６２が油路６８及び６９をともに閉塞する位置（以下「閉塞位置」という）ＰＳＣにある状態を示しており、この状態では、遅角室及び進角室の油圧は維持され、弁作動位相ＶＰＡは一定となる。

図１２（ａ）には、スプール位置ＰＳが閉塞位置ＰＳＣより左側に移動した状態が示されており、この状態では、油路６７から供給される作動油が、破線Ａ１で示すように油路６８を介して遅角室に供給されるとともに、進角室内の作動油が破線Ａ２で示すように油路６９及びドレイン６６を介して排出される。したがって、弁作動位相ＶＰＡは、遅角方向へ変化する。

図１２（ｃ）には、スプール位置ＰＳが閉塞位置ＰＳＣより右側に移動した状態が示されており、この状態では、油路６７から供給される作動油が、破線Ａ３で示すように油路６９を介して進角室に供給されるとともに、遅角室内の作動油が油路６８及びドレイン６５を介して排出される。したがって、弁作動位相ＶＰＡは、進角方向へ変化する。

ここで、スプール位置ＰＳが閉塞位置にあるときの駆動信号デューティを基準デューティＤＴ０とし、基準デューティＤＴ０と、実際に供給される駆動信号デューティＤＵＴＹの差分を制御デューティＤＯＵＴと定義する（進角方向をプラスとする）と、制御デューティＤＯＵＴに比例した量の作動油が流れ、その作動油量の総量によって弁作動位相ＶＰＡが決まる。

したがって、制御デューティＤＯＵＴから弁作動位相ＶＰＡまでの伝達関数、すなわち本実施形態におけるプラントの伝達関数Ｐ(z)は、下記式（５２）で与えられる。式（５２）のＫＣは次元を合わせるための変換係数であり、α３はプラントの応答特性パラメータであり、本実施形態では主として作動油の応答性によって決定されるパラメータである。

この伝達関数Ｐ(z)は、第２の実施形態の変形例における伝達関数（式（４１））と同形式の関数であり、したがって修正値ＤＬＭ(k)は上記式（５１）により算出される。

本実施形態においては、ＶＴＣ機構５７が装着されるエンジンの潤滑油が、作動油として使用されるので、応答特性パラメータα３は、エンジン回転数及びエンジン冷却水温に応じて予め設定されたマップを検索することにより設定することが望ましい。

以上のようにＶＴＣ機構を制御する制御系においても、第２の実施形態で示した修正値ＤＬＭの算出手法を適用し、修正値ＤＬＭによる修正を行うことにより、リミット処理を行うことに起因する制御応答性の悪化を抑制することができる。

［第４の実施形態］
図１３は、本実施形態における制御系の構成を示すブロック図であり、この制御系は、図８に示す制御系にフィードフォワード制御器４８及び加算器４９を追加したものである。以下に説明する点以外は第２の実施形態と同一である。

フィードフォワード制御器４８は、目標回転数ＮＯＢＪに応じてフィードフォワード制御項ＴＱＦＦを算出し、加算器４９はフィードバック制御項ＴＱＦＢとフィードフォワード制御項ＴＱＦＦとを加算し、目標トルク制御量ＴＱＦＢＦを算出する。

減算器４３は、目標トルク制御量ＴＱＦＢＦ(k)から修正値ＤＬＭ(k)を減算することにより、修正目標トルク制御量ＴＱＦＢＦＭ(k)を算出し、リミット処理部４４は修正目標トルク制御量ＴＱＦＢＦＭ(k)についてリミット処理を実行し、目標トルクＴＱＣＭＤ(k)を算出する。

減算器４５は目標トルクＴＱＣＭＤ(k)から修正目標トルク制御量ＴＱＦＢＦＭ(k)を減算することにより、差分値ｄＬＭＴ(k)を算出し、修正値算出部４６は、第２の実施形態における式（２１）により、修正値ＤＬＭ(k)を算出する。

式（２１）は、プラントの伝達関数Ｐ(z)に基づいて導出されるものであり、制御器（フィードバック制御器及び／またはフィードフォワード制御器）の伝達関数には依存しない。したがって、本実施形態においても式（２１）を用いて修正値ＤＬＭ(k)を算出することにより、リミット処理を行うことに起因する制御応答性の悪化を抑制することができる。

本実施形態では、フィードバック制御器４３及びフィードフォワード制御器４８が請求項１の「制御器」に相当し、目標トルク制御値ＴＱＦＢＦが請求項１の「制御量」に相当する。

（変形例）
図１３に示す制御系から減算器４１、フィードバック制御器４３、及び加算器４９を削除し、フィードフォワード制御器４８から出力されるフィードフォワード制御項ＴＱＦＦを減算器４３に直接入力する構成に変更するようにしてもよい。そのような構成の制御系、すなわちフィードフォワード制御器のみにより目標回転数ＮＯＢＪに応じたトルク制御を行う制御系においても、リミット処理前のフィードフォワード制御項ＴＱＦＦを修正値ＤＬＭによって修正することにより、リミット外乱印加状態が発生したときにリミット処理を行うことに起因する制御応答性の悪化を抑制することができる。
本変形例では、フィードフォワード制御器４８が請求項１の「制御器」に相当し、フィードフォワード制御項ＴＱＦＦが請求項１の「制御量」に相当する。

なお本発明は上述した実施形態に限るものではなく、種々の変形が可能である。例えば、制御対象であるプラントは上述したものに限定されるものではなく、他の様々の制御対象の制御に適用することができる。

またプラントに含まれるむだ時間要素の有無は、制御出力の今回値を算出するための漸化式に含まれる制御出力の過去値の係数には影響を与えないので、第１の実施形態における伝達関数Ｐ(z)からむだ時間要素の伝達関数（１／ｚ）を除いた伝達関数、すなわち一次遅れ要素のみによって構成されるプラントの制御系においても、第１の実施形態と同様に修正値ＤＬＭ(k)を算出することができる。

さらに、第２及び第３の実施形態において、プラントにむだ時間要素が含まれていても、第２及び第３の実施形態と同様に修正値ＤＬＭ(k)を算出することが可能である。

１ 内燃機関
５ 電子制御ユニット（制御器，フィードバック制御器，リミット処理手段，修正値算出手段，修正手段，第１修正項算出手段，第２修正項算出手段）
６ 燃料噴射弁
１７ 比例型酸素濃度センサ（空燃比センサ）

Claims (7)

1. プラントの制御出力の目標値に応じて制御量を算出する制御器と、前記制御量を所定上下限値の範囲内に制限するリミット処理を行い、リミット処理後制御量を出力するリミット処理手段とを備え、前記リミット処理後制御量を制御入力として前記プラントに入力するプラントの制御装置において、
   前記リミット処理の対象となる制御量と前記リミット処理後制御量との差分値の過去値に応じて、前記制御量の修正値を算出する修正値算出手段と、
   前記制御量を前記修正値により修正して、修正制御量を算出する修正手段とを備え、
   前記リミット処理手段は、前記修正制御量のリミット処理を行い、
   前記修正値算出手段は、前記プラントの応答特性を示す応答特性パラメータに応じた値に設定される修正係数と、前記差分値の過去値とを用いて前記修正値を算出することを特徴とするプラントの制御装置。
2. 前記制御器は、前記プラントの制御出力が前記目標値と一致するように、フィードバック制御量を算出するフィードバック制御器であり、
   前記修正値算出手段は、前記プラントをモデル化することにより得られる制御対象モデルの伝達関数に基づいて、前記プラントの制御出力の今回値を前記制御出力の過去値を含む漸化式で表した場合において、前記修正係数を前記制御出力の過去値の乗算される係数に設定することを特徴とする請求項１に記載のプラントの制御装置。
3. 前記制御対象モデルの伝達関数は、一次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と一次遅れ要素の結合に対応する伝達関数で与えられ、前記修正値算出手段は、前記差分値の１演算周期前の値に、前記漸化式において１演算周期前の制御出力に乗算される係数を乗算することにより、前記修正値を算出することを特徴とする請求項２に記載のプラントの制御装置。
4. 前記プラントは、内燃機関及び該機関の排気中の酸素濃度を検出する空燃比センサからなり、前記フィードバック制御器は、検出される空燃比が目標空燃比と一致するように前記フィードバック制御量としての空燃比制御量を算出し、
   前記応答特性パラメータは、前記空燃比センサの応答時定数に応じて設定されることを特徴とする請求項３に記載のプラントの制御装置。
5. 前記制御対象モデルの伝達関数は、二次遅れ要素の伝達関数またはむだ時間要素と二次遅れ要素との結合に対応する伝達関数で与えられ、
   前記修正値算出手段は、
   前記差分値の１演算周期前の値に、前記漸化式において１演算周期前の制御出力に乗算される係数を乗算することにより、第１修正項を算出する第１修正項算出手段と、
   前記差分値の２演算周期前の値に、前記漸化式において２演算周期前の制御出力に乗算される係数を乗算することにより、第２修正項を算出する第２修正項算出手段とを有し、
   前記第１及び第２修正項を加算することにより、前記修正値を算出することを特徴とする請求項２に記載のプラントの制御装置。
6. 前記プラントは、内燃機関及び該機関の出力トルクを制御するトルク制御部であり、前記フィードバック制御器は、検出される前記機関の回転数が目標回転数と一致するように前記制御入力である前記機関の目標トルクを算出し、
   前記応答特性パラメータは、前記トルク制御部の応答特性に応じて設定されるパラメータであることを特徴とする請求項５に記載のプラントの制御装置。
7. 前記プラントは、内燃機関の吸気弁の作動位相を連続的に変化させる弁作動位相可変機構であり、前記フィードバック制御器は、検出される前記作動位相が目標作動位相と一致するように前記制御入力である、前記弁作動位相可変機構に供給する制御信号のデューティを算出し、
   前記応答特性パラメータは、前記弁作動位相可変機構の作動油の応答特性に応じて設定されるパラメータであることを特徴とする請求項５に記載のプラントの制御装置。

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