JP6015853B2 - 内燃機関の制御装置及び制御方法 - Google Patents
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Description
本発明は、内燃機関の制御装置及び制御方法に関する。
機関圧縮比を変更可能な内燃機関においては、低負荷運転時には相対的に高い圧縮比とし、高負荷運転時には相対的に低い圧縮比に制御される。そのため、例えば加速時等のように、運転状態が低負荷運転状態から高負荷運転状態に変化する際には、負荷の増加にともなって機関圧縮比を低下させている。このように、運転状態の変化に伴って機関圧縮比を低下させる場合、圧縮比の応答遅れにより、実際の圧縮比が目標値よりも高いとノッキングが発生する虞がある。
そこで、例えば、特許文献1には、現在の機関負荷(吸入空気量)から算出した第1の目標圧縮比に対し、可変圧縮比機構による圧縮比の応答遅れを考慮した位相進み処理を行って第2の目標圧縮比を算出し、この第2の目標圧縮比へ向けて圧縮比を制御するようにした内燃機関の制御装置が開示されている。
このような特許文献1においては、吸入空気量の応答性よりも、可変圧縮比機構による圧縮比の応答性が良い場合、第2の目標圧縮比を算出することが可能となり、実際の圧縮比を本来の圧縮比である第1の目標圧縮比に対して十分に近づけることが可能となる。
しかしながら、吸入空気量の応答性が、可変圧縮比機構による圧縮比の応答性よりも良いような場合、第2の目標圧縮比が第1の目標圧縮比に対して追従できなくなる虞がある。
そこで、本発明の内燃機関の制御装置は、内燃機関の現在の機関負荷に基づき現在から所定時間Tact経過後の吸気量を算出する予測吸気量算出手段と、上記予測吸気量算出手段で算出される予測吸気量に基づき現在から上記所定時間Tact経過後の目標圧縮比を算出する目標圧縮比算出手段と、実際の圧縮比が上記目標圧縮比となるような可変圧縮比機構の制御指令値を算出する制御指令値算出手段と、を有することを特徴としている。
本発明によれば、過渡時における吸気量の応答性が、過渡時における圧縮比の応答性よりも良い場合でも、実際の圧縮比を目標圧縮比に精度良く追従させることができる。
以下、本発明の一実施例を図面に基づいて詳細に説明する。まず、本発明が適用される内燃機関1の基本的な構成を図1を用いて説明する。この内燃機関1は、駆動源として車両に搭載されるものであって、吸気弁2を駆動する吸気弁側動弁機構4と、排気弁3を駆動する排気弁側動弁機構5と、シリンダブロック6のシリンダ7内を往復動するピストン8の上死点位置を変更することで機関圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構9と、を備えている。
吸気弁側動弁機構4及び排気弁側動弁機構5は、例えば、それぞれ一般的な直動式の動弁機構であり、吸排気弁2、3のリフト作動角やリフト中心角の位相は、常に一定である。
吸気弁2を介して燃焼室10に接続された吸気通路11には、吸気コレクタ12の上流側を開閉して吸入空気量(吸気量)を調整するスロットル弁13と、吸気コレクタ12の下流側に位置して燃料を噴射する燃料噴射弁14が設けられている。スロットル弁13は、運転者によるアクセルペダルの操作とは独立して開度を調整可能な電制のものであり、図示せぬアクチュエータにより駆動される。
そして、吸気通路11において、スロットル弁13の上流側には、過給機15とエアフローメータ16が設けられている。
過給機15は、吸気を加圧して内燃機関1の燃焼室10に送り込むものであって、例えば内燃機関1のクランクシャフト17により駆動する機械式過給機(スーパーチャージャ)や、排気のエネルギーを利用した排気タービン式過給機(ターボチャージャ)が適用される。エアフローメータ16は、過給機15の上流側に位置している。
また、吸気通路11には、スロットル弁13と過給機15との間に、吸気圧力を検出する吸気圧センサ18と、吸気温度を検出する吸気温度センサ19が設けられている。
排気弁3を介して燃焼室10に接続された排気通路20には、排気空燃比を検出する空燃比センサ21が設けられている。
エンジンコントロールユニット(ECU)22は、CPU、ROM、RAM及び入出力インターフェースを備えた周知のデジタルコンピュータであり、上述したエアフローメータ16の検出信号、上述した吸気圧センサ18の検出信号(Boost(t))、上述した吸気温度センサ19の検出信号(Tm(t))の他、大気圧を検出する大気圧センサ23からの大気圧センサ信号、スロットル弁13の開度を検出するスロットルセンサ24からのスロットルセンサ信号(TVO(t))、吸気コレクタ12内の圧力を検出するコレクタ内圧力センサ25からのコレクタ内圧力センサ信号、内燃機関1の冷却水温度を検出する水温センサ26からの水温センサ信号(Tw(t))、機関回転速度を検出するクランク角センサ27からのクランク角センサ信号(Ne(t))、ノッキングの有無を検出するノックセンサ28からのノックセンサ信号、負荷(運転者の要求負荷)に相当するアクセルペダルの踏み込み量を検出するアクセル開度センサ29からのアクセル開度信号(APO(t))、可変圧縮比機構9を駆動する電動機31の回転角を検出する電動機回転角センサ32からの電動機回転角センサ信号、電動機31の温度を検出する電動機温度センサ33からの電動機温度センサ信号(Tmo(t))、電動機31の電源電圧を検出する電源電圧センサ34からの電源電圧センサ信号(VB(t))の等の各種信号が入力されている。なお、電動機回転角センサ32で検出され電動機31の回転角により、可変圧縮比機構9による現在の機関圧縮比である実圧縮比εr(t)が判明する。
そして、ECU22は、これらの入力信号に基づいて、燃料噴射弁14、燃焼室10内の混合気を点火する点火プラグ35、スロットル弁13、可変圧縮比機構9等へ制御信号を出力して、燃料噴射量、燃料噴射時期、点火時期、スロットル開度、機関圧縮比等を統括的に制御する。
可変圧縮比機構9は、図2及び図3に示すように、ピストン8とクランクシャフト17のクランクピン40とを複数のリンクで連係した複リンク式ピストン−クランク機構を利用したものであって、クランクピン40に回転可能に装着されたロアリンク41と、このロアリンク41とピストン8とを連結するアッパリンク42と、偏心軸部44が設けられたコントロールシャフト43と、偏心軸部44とロアリンク41とを連結するコントロールリンク45と、を有している。アッパリンク42は、一端がピストンピン46に回転可能に取り付けられ、他端が第1連結ピン47によりロアリンク41と回転可能に連結されている。コントロールリンク45は、一端が第2連結ピン48によりロアリンク41と回転可能に連結されており、他端が偏心軸部44に回転可能に取り付けられている。
コントロールシャフト43は、クランクシャフト17と平行に配置され、かつシリンダブロック6に回転可能に支持されている。そして、このコントロールシャフト43は、歯車機構49を介して電動機31によって回転駆動され、その回転位置が制御されている。
電動機31によりコントロールシャフト43の回転位置を変更することにより、図3にも示すように、コントロールリンク45によるロアリンク41の姿勢が変化し、ピストン8のピストンモーション(ストローク特性)、すなわちピストン8の上死点位置及び下死点位置の変化を伴って、機関圧縮比が連続的に変更・制御される。
このような複リンク式ピストン−クランク機構を利用した可変圧縮比機構9によれば、機関運転状態に応じて機関圧縮比を適正化することで燃費や出力向上を図れることに加え、ピストンとクランクピンとを一本のリンクで連結した単リンク機構に比して、ピストンストローク特性(図4参照)そのものを例えば単振動に近い特性に適正化することができる。また、単リンク機構に比して、クランクスローに対するピストンストロークを長くとることができ、機関全高の短縮化や高圧縮比化を図ることができる。更に、アッパリンク42の傾きを適正化することで、ピストン8やシリンダ7に作用するスラスト荷重を低減・適正化し、ピストン8やシリンダ7の軽量化を図ることができる。
また、この可変圧縮比機構9は、高圧縮比側から低圧縮比側への変更が遅れると過渡的にノッキング等を生じる虞があるために、図5に示すように、高圧縮比側での圧縮比変更速度が低圧縮比側での圧縮比変更速度よりも大きくなるように構成されている。具体的には、高圧縮比位置の設定では、低圧縮比位置の設定に比して、コントロールリンク45のリンク中心線と、コントロールシャフト43の回転中心と偏心軸部44の中心とを結ぶ偏心線と、のなす角度が直角に近くなり、モーメントの腕長さが大きくなって、電動機31による駆動モーメントが大きくなり、ひいては変更速度が大きくなるように構成されている。
そして、このような本実施例の内燃機関1においては、可変圧縮比機構9の応答遅れ分の時間に相当する所定時間Tact後にシリンダ7内に吸引される吸気量を予測し、この予測した吸気量から現在よりも所定時間Tact後の目標圧縮比ε(t+Tact)を算出し、所定時間Tact後の実際の圧縮比εr(t+Tact)が所定時間Tact後の目標圧縮比ε(t+Tact)に一致するように、可変圧縮比機構9を駆動する電動機31を制御する。
図6は、過渡時における充填効率と圧縮比の変化を示したタイミングチャートである。時刻t0において、運転者によりアクセルペダルが踏み込まれると、吸気量が増加し、特性線L1で示すように充填効率(ITAC)が増加する。また、運転者によりアクセルペダルが踏み込まれ、運転状態が低負荷状態から高負荷状態に変化するため、充填効率(ITAC)の変化に伴い、特性線L2で示すように目標圧縮比が変化する。この目標圧縮比(特性線L2)は、ノッキング、プレイグニッション、失火等の異常燃焼の発生を防止できるような値となるように設定される。
このような目標圧縮比(特性線L2)を、可変圧縮比機構9への制御指令値(電動機31への制御指令値)とすると、可変圧縮比機構9の応答遅れにより破線で示す特性線L3のように、過渡時における圧縮比が目標圧縮比(特性線L2)に精度よく追従せず、ノッキング等が発生する虞がある。
そこで、本実施例の内燃機関1においては、まず可変圧縮比機構9の応答遅れ分の時間に相当する所定時間Tact後にシリンダ7内に吸入される吸気量を予測する。図6中の特性線L4が、現時点よりも所定時間Tact後にシリンダ7に吸入される吸気量を表している。そして、現時点よりも所定時間Tact後にシリンダ7内に吸入される吸気量から、現時点よりも所定時間Tact後の目標圧縮比ε(t+Tact)を算出し、所定時間Tact後の実際の圧縮比εr(t+Tact)が、所定時間(Tact)後の目標圧縮比ε(t+Tact)と一致するように、可変圧縮比機構9を駆動する電動機31への制御指令値(t)を算出する。図6中の特性線L5が、圧縮比換算での電動機31への制御指令値(t)に相当する。
特性線L5に示すような制御指令値(t)で電動機31を制御すると、実際の圧縮比が図6中に特性線L6で示すように変化する。そのため、過渡時に圧縮比の応答遅れがあり、過渡時における吸気量の応答性が圧縮比の応答性よりも良いような場合であっても、実際の圧縮比(特性線L6)が目標圧縮比(特性線L2)を上回ることがなく、実際の圧縮比(特性線L6)を目標圧縮比(特性線L2)に精度良く追従させることができる。また、圧縮比の制御精度が向上するので、過渡時におけるノッキング等の発生を防止することができる。
図7は、本発明に係る可変圧縮比機構9の制御の流れの概略を示したブロック図である。
S1は、充填効率算出手段(詳細は後述)であり、吸気圧センサ18で検出された吸気圧Boost(t)と、アクセル開度センサ29で検出されたアクセル開度APO(t)と、吸気温度センサ19で検出された吸気温度Tm(t)と、クランク角センサ27で検出された機関回転数Ne(t)と、に基づいて現在の充填効率ITAC(t)及びシリンダ7内に吸入される吸気量Qc(t)を算出する。
S2は、目標圧縮比算出手段(詳細は後述)であり、S1で算出された充填効率ITAC(t)と、クランク角センサ27で検出された機関回転数Ne(t)と、に基づいて目標圧縮比ε(t)を算出する。目標圧縮比ε(t)は、例えば、図8に示すような目標圧縮比算出マップを用い、高負荷高回転になるほど低くなるように設定される。
S3は、所定時間算出手段(詳細は後述)であり、電動機温度センサ33で検出された電動機温度Tmo(t)と、電源電圧センサ34で検出された電源電圧VB(t)と、に基づいて、所定時間Tactを算出する。この所定時間Tactは、可変圧縮比機構9の応答遅れに相当する時間であり、例えば200msec程度の長さである。なお、この所定時間Tactは、可変圧縮比機構9の応答遅れよりも長くなるような時間として設定してもよい。
S4は、充填効率予測手段(詳細は後述)であり、吸気圧Boost(t)と、アクセル開度APO(t)と、吸気温度Tm(t)と、機関回転数Ne(t)と、スロットル開度TVO(t)と、S1で算出された吸気量Qc(t)と、S3で算出された所定時間Tactと、に基づいて、現在よりも所定時間Tact後の充填効率である予測充填効率ITAC(t+Tact)を算出する。
S5は、目標圧縮比予測手段(詳細は後述)であり、S4で算出された予測充填効率ITAC(t+Tact)と、機関回転数Ne(t)と、に基づいて所定時間Tact後の予測目標圧縮比ε(t+Tact)を算出する。予測目標圧縮比ε(t+Tact)は、例えば、図8に示すような目標圧縮比算出マップを用い、高負荷高回転になるほど低くなるように設定される。
S6は、制御指令値算出手段(詳細は後述)であり、S2で算出された目標圧縮比ε(t)と、S3で算出された所定時間Tactと、S5で算出された予測目標圧縮比ε(t+Tact)と、電動機回転角センサ32で検出された現在の実圧縮比εr(t)と、に基づいて、可変圧縮比機構9を駆動する電動機31への制御指令値(t)を算出する。なお、この制御指令値(t)が、上述した図6における特性線L5に相当する。
図9を用いて、上述した充填効率算出手段(図7のS1)について詳述する。
S11は吸気状態推定手段であり、吸気圧Boost(t)と、アクセル開度APO(t)と、吸気温度Tm(t)と、機関回転数Ne(t)と、に基づいて、吸入負圧推定値Pm(t)と、体積効率推定値ITAV(t)を算出する。S12は吸気量算出手段であり、吸気温度Tm(t)と、機関回転数Ne(t)と、S11で算出された吸入負圧推定値Pm(t)及び体積効率推定値ITAV(t)と、に基づいてシリンダ7内に吸入される吸気量Qc(t)を算出する。ここで、吸気量Qc(t)は、シリンダ7の容積をVc(固定値)、気体定数をR、機関回転数Ne(t)の単位を[rmp]から[rad/s]に単位変換したものをω、とすると、次式(1)を用いて算出される。
S13は充填効率変換手段であり、機関回転数Ne(t)と、S12で算出された吸気量Qc(t)に基づいて、充填効率ITAC(t)を算出する。
図10を用いて、上述した所定時間算出手段(図7のS3)について詳述する。
可変圧縮比機構9を駆動する電動機31の応答性は、電動機31の温度状態や、電動機31の電源電圧の影響を受ける。そこで、可変圧縮比機構9の応答時間に相当する所定時間Tactを、予め設定されたノミナル値(固定値)を電動機31の温度や電動機31の電源電圧に応じて補正することで算出する。ここで、上記ノミナル値は、運転者がアクセルペダルを踏み込んで圧縮比が変化する際の圧縮比変化時間であり、本実施例では、所定状態で可変圧縮比機構9により圧縮比を「14」から「12」に変化させる際に要する時間に設定されている。
S31は温度補正値算出手段であって、電動機温度Tmo(t)に応じた温度補正値を予め設定されたマップを用いて算出する。
温度補正値は、例えは、電動機温度Tmo(t)が予め設定された所定の基準温度のときに「0」となり(補正なし)、電動機温度Tmo(t)が上記基準温度よりも高いと正の値となり、上記基準温度よりも低いと負の値となっている。そして電動機温度Tmo(t)が上記基準温度よりも高くなるほど所定時間Tactが長くなるような温度補正値が算出され、電動機温度Tmo(t)が上記基準温度よりも低くなるほど所定時間Tactが短くなるような温度補正値が算出される。なお、温度補正値を算出するにあたって、電動機温度Tmo(t)に代えて、内燃機関1の冷却水温度Tw(t)用いることも可能である。
S32は電圧補正値算出手段であって、電源電圧VB(t)に応じた電圧補正値を予め設定されたマップを用いて算出する。
電圧補正値は、例えは、電源電圧VB(t)が予め設定された所定の基準電圧のときに「0」となり(補正なし)、電源電圧VB(t)が上記基準電圧よりも高いと負の値となり、上記基準電圧よりも低いと正の値となっている。そして電源電圧VB(t)が上記基準電圧よりも高くなるほど所定時間Tactが短くなるような電圧補正値が算出され、電源電圧VB(t)が上記基準電圧よりも低くなるほど所定時間Tactが長くなるような電圧補正値が算出される。
そして、S33では、固定値である上記ノミナル値を、S31で算出された温度補正値とS32で算出された電圧補正値とで補正して、所定時間Tactを算出する。
図11を用いて、上述した充填効率予測手段(図7のS4)について詳述する。
S41は吸気状態推定手段であり、吸気圧Boost(t)と、アクセル開度APO(t)と、吸気温度Tm(t)と、機関回転数Ne(t)と、に基づいて、吸入負圧推定値Pm(t)と、体積効率推定値ITAV(t)と、吸気系の抵抗である抵抗値Cv(t)を算出する。ここで、S41では、一般的な吸気系の物理モデルを利用して、吸気圧Boost(t)と吸入負圧推定値Pm(t)とが等しくなるように、吸入負圧推定値Pm(t)と体積効率推定値ITAV(t)と抵抗値Cv(t)とを算出する。なお、S41からは吸入負圧推定値Pm(t)に代えて、吸気圧Boost(t)をS42へ出力してもよい。
S42は予測吸気量算出手段であり、スロットル開度TVO(t)と、吸気温度Tm(t)と、機関回転数Ne(t)と、S1で算出された吸気量Qc(t)と、S3で算出された所定時間Tactと、S41で算出された吸入負圧推定値Pm(t)と体積効率推定値ITAV(t)と抵抗値Cv(t)と、を用い、一般的な物理モデルを利用して、現在よりも所定時間Tact後にシリンダ7に吸入される予測吸気量Qc(t+Tact)を算出する。
S43は、予測充填効率変換手段であり、機関回転数Ne(t)と、S42で算出された予測吸気量Qc(t+Tact)に基づいて、現在よりも所定時間Tact後の充填効率である予測充填効率ITAC(t+Tact)を算出する。
ここで図12を用いて、上述した予測吸気量算出手段(図11のS42)について詳述する。
S101では、吸気量Qc(t)と、スロットル開度TVO(t)と、所定時間Tactと、吸入負圧推定値Pm(t)と、体積効率推定値ITAV(t)と、抵抗値Cv(t)と、吸気温度Tm(t)と、機関回転数Ne(t)と、を読み込む。
S102では、吸入負圧推定値の初期値Pm(0)をPm(t)とする。S103では体積効率推定値の初期値ITAV(0)をITAV(t)とする。S104では抵抗値の初期値Cv(0)をCv(t)とする。S105では、時間iの初期値を「0」とする。
S106では、時間iが所定時間Tactとなったか否かを判定し、時間iが所定時間TactとなっていなければS107へ進み、時間iが所定時間TactとなっていればS110へ進む。S107では固定値である時間ΔTをカウントしてS108へ進む。
S108では、ΔPmを算出する。ΔPmは、吸気コレクタ12の容積をVm、気体定数をR、スロットル通過吸気量をQtとすると、次式(2)を用いて算出される。
ここで、上記式(2)におけるスロットル通過吸気量Qtは、大気圧をP0、スロットル開度TVO(t)から算出されるスロットル開口面積をA(t)とすると、次式(3)を用いて算出される。
また、上記式(3)におけるθ(t)は、比熱比をk、適合値をConstとすると次式(4)、(5)ようになる。
S109では、時間iが経過したときの吸入負圧推定値Pm(i)を前回値Pm(i−1)に今回S108で算出したΔPmに加えたものとしてS106へ進む。
S110では、現在よりも所定時間Tact後の吸入負圧推定値Pm(t+Tact)を、S109で算出された最新の吸入負圧推定値Pm(i)とし、S111へ進む。
S111では、S110で算出された吸入負圧推定値Pm(t+Tact)から、現在よりも所定時間Tact後の予測吸気量Qc(t+Tact)を算出する。
図13を用いて、上述した制御指令値算出手段(図7のS6)について詳述する。
S61では、電動機応答予測手段であり、電動機回転角センサ32で検出された現在の実圧縮比εr(t)と、S2で算出された目標圧縮比ε(t)と、を用い、一般的な物理モデルを利用して、現在よりも所定時間Tact後の実圧縮比εr(t+Tact)を算出する。
S62では、S5で算出された予測目標圧縮比ε(t+Tact)からS61で算出された実圧縮比εr(t+Tact)を減じてS64へ出力する。
S63では、S3で算出された所定時間Tactを用いて過渡時における圧縮比変化量Δεを算出する。例えば、可変圧縮比機構9が圧縮比14〜8の間で圧縮比を可変するものであれば、実圧縮比が「14」の状態で、目標とする圧縮比が「8」にステップ的に切り替わった時に所定時間(Tact)後に圧縮比がどの程度変化するからを計算することで、圧縮比変化量Δεが算出可能となる。
具体的には、図14に示すような圧縮比応答線図を用いることで圧縮比変化量Δεが算出される。図14は、可変圧縮比機構9において、圧縮比が「14」の状態で目標とする圧縮比が「8」にステップ的に切り替わった際の圧縮比の変化を示している。圧縮比の目標値が「8」にステップ的に切り替わってから所定時間(Tact)後の圧縮比は、「S(Tact)」であり、「14」からこの「S(Tact)」を減じることで、基準となる可変圧縮比機構の動作量である圧縮比変化量Δεが算出される(Δε=最大圧縮比−S(Tact))。
S64では、S62からの出力をS63で算出された圧縮比変化量Δεで除してS65へ出力する。
S65では、S2で算出された目標圧縮比ε(t)にS64からの出力を加算し、可変圧縮比機構9を駆動する電動機31への制御指令値(t)として出力する。
すなわち、制御指令値算出手段は、現在の目標圧縮比ε(t)で可変圧縮比機構9を制御した場合の所定時間Tact後の実圧縮比εr(t+Tact)と、所定時間Tact後の予測目標圧縮比ε(t+Tact)との差分に応じて、電動機31への制御指令値(t)を算出する。
なお、吸気弁側動弁機構4に、吸気弁2の開閉時期を変更可能な可変動弁機構を採用することも可能である。この場合には、予測充填効率ITAC(t+Tact)を算出する際に、吸気弁2の開弁時期及び閉弁時期の情報も必要となるので、上述した充填効率予測手段(図7のS4)に吸気弁2の開弁時期及び閉弁時期が入力されることになる。
また、上述した実施例では、予測吸気量Qc(t+Tact)や吸気量Qc(t)を算出する際に、スロットル開度TVO(t)を用いているが、スロットル開度TVO(t)に代えてコレクタ内圧力センサ25で検出される検出値を用いて予測吸気量Qc(t+Tact)や吸気量Qc(t)を算出することも可能である。この場合には、吸入負圧がセンサを用いて直接検出されることになるので、予測吸気量Qc(t+Tact)や吸気量Qc(t)を精度よく算出することができる。そのため、電動機31への制御指令値(t)を精度よく算出でき、実際の圧縮比を目標圧縮比に対してより一層精度良く追従させることができる。
Claims (9)
- 内燃機関の圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、
上記内燃機関の現在の機関負荷に基づき現在から所定時間Tact経過後の吸気量を算出する予測吸気量算出手段と、
上記予測吸気量算出手段で算出される予測吸気量に基づき現在から上記所定時間Tact経過後の目標圧縮比を算出する目標圧縮比算出手段と、
実際の圧縮比が上記目標圧縮比となるような上記可変圧縮比機構の制御指令値を算出する制御指令値算出手段と、を有する内燃機関の制御装置。 - 上記機関負荷は、アクセル開度に基づいて算出される請求項1に記載の内燃機関の制御装置。
- 上記所定時間Tactは、上記可変圧縮比機構の応答遅れ以上の時間である請求項1または2に記載の内燃機関の制御装置。
- 上記予測吸気量は、現在のアクセル開度または現在の吸入負圧の少なくとも一方を用いて算出される請求項1〜3のいずれかに記載の内燃機関。
- 上記目標圧縮比は、上記予測吸気量において異常燃焼を回避可能な圧縮比に設定されている請求項1〜4のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
- 内燃機関の圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構を備え、
上記内燃機関の現在の機関負荷に基づき現在から所定時間Tact経過後の予測吸気量を算出し、
上記予測吸気量に基づき現在から上記所定時間Tact経過後の目標圧縮比を算出し、
実際の圧縮比が上記目標圧縮比となるような上記可変圧縮比機構の制御指令値を算出し、
上記制御指令値を用いて上記可変圧縮比機構を制御する内燃機関の制御方法。 - 上記可変圧縮比機構を駆動する電動機を有し、
上記所定時間Tactは上記電動機の状態に応じて補正される請求項1〜5のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。 - 上記所定時間Tactは、上記電動機の温度状態に応じて補正される請求項7に記載の内燃機関の制御装置。
- 上記所定時間Tactは、上記電動機の電源電圧の状態に応じて補正される請求項7に記載の内燃機関の制御装置。
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