JP6314664B2 - Control unit for gasoline engine - Google Patents
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Description
この発明はガソリンエンジンの制御装置、特にＥＧＲ装置を備えるものに関する。 The present invention relates to a control device for a gasoline engine, and particularly to a device equipped with an EGR device.
ターボ過給機を備えるディーゼルエンジンにＬＰ−ＥＧＲ装置を適用したものがある（特許文献１参照）。 There is a diesel engine equipped with a turbocharger to which an LP-EGR device is applied (see Patent Document 1).
ところで、ＬＰ−ＥＧＲ装置を採用したガソリンエンジンを搭載した車両を出願人が開発している。この現在開発中のエンジンでは、目標ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに目標ＥＧＲ比に応じたＥＧＲガス流量が新気流量に加わってシリンダに流入する分だけ新気流量が不足する。この新気流量の不足によって、ドライバ要求トルクが得られなくなる。ＮＡエンジンにおいてこうした新気流量の不足に対処するには、目標ＥＧＲ比がステップ的に増加するときにＥＧＲガス流量の分だけ目標スロットルバルブ開度を大きくすることである。これによって、目標ＥＧＲ比がステップ的に増加する前後で同じドライバ要求トルクが得られることとなり、運転性が良好になるはずである。 By the way, the applicant has developed a vehicle equipped with a gasoline engine employing an LP-EGR device. In the engine currently under development, when the target EGR ratio increases stepwise, the EGR gas flow rate corresponding to the target EGR ratio is added to the fresh air flow rate, and the fresh air flow rate is insufficient. This lack of fresh air flow makes it impossible to obtain the required driver torque. In order to cope with the shortage of the fresh air flow rate in the NA engine, the target throttle valve opening is increased by the EGR gas flow rate when the target EGR ratio increases stepwise. As a result, the same driver required torque can be obtained before and after the target EGR ratio increases stepwise, and the drivability should be improved.
この場合に、同じタイミングで目標スロットルバルブ開度をステップ的に大きくしたのでは、一時的にトルク過剰となり運転性が悪化することを本発明者が見いだしている。同様に、目標ＥＧＲ比がステップ的に減少するときに、同じタイミングで目標スロットルバルブ開度をステップ的に小さくしたのでは、一時的にトルク不足となり運転性が悪化することも本発明者が見いだしている。 In this case, the present inventor has found that if the target throttle valve opening is increased stepwise at the same timing, the torque temporarily becomes excessive and the drivability deteriorates. Similarly, when the target EGR ratio decreases stepwise, if the target throttle valve opening is decreased stepwise at the same timing, the present inventor has also found that the torque becomes temporarily insufficient and the drivability deteriorates. ing.
しかしながら、上記特許文献１にはこうした点について一切記載がない。
However, the above-mentioned
そこで本発明は、目標ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに一時的にトルク過剰となったり一時的にトルク不足となったりすることを抑制し得る装置を提供することを目的とする。 Therefore, an object of the present invention is to provide an apparatus that can suppress temporarily excessive torque or temporary insufficient torque when the target EGR ratio changes stepwise.
本発明のガソリンエンジンの制御装置は、ＥＧＲ通路と、ＥＧＲ弁と、目標ＥＧＲ比算出手段と、ＥＧＲ弁制御手段とを備える。上記のＥＧＲ通路は排気管を流れる排気の一部を吸気管に循環させる。上記のＥＧＲ弁は前記ＥＧＲ通路を開閉する。上記の目標ＥＧＲ比算出手段はエンジンの運転条件に応じて目標ＥＧＲ比を算出する。上記のＥＧＲ弁制御手段はＥＧＲ領域で前記算出される目標ＥＧＲ比が得られるように前記ＥＧＲ弁開度を制御し、非ＥＧＲ領域で前記ＥＧＲ弁を全閉状態とする。また、本発明のガソリンエンジンの制御装置は、スロットルバルブと、目標スロットルバルブ開度算出手段と、スロットルバルブ開度制御手段とを備える。上記のスロットルバルブはエンジンに供給する吸入空気量を可変に調整し得る。上記の目標スロットルバルブ開度算出手段はアクセルペダル開度に応じたドライバ要求トルクが得られるように目標スロットルバルブ開度を算出する。上記のスロットルバルブ開度制御手段は前記算出される目標スロットルバルブ開度が得られるように、前記スロットルバルブ開度を制御する。また、本発明のガソリンエンジンの制御装置は、第１応答遅れ推定手段と、第２応答遅れ推定手段と、第１過渡応答位相合せ手段とを備える。上記の第１応答遅れ推定手段は前記算出される目標ＥＧＲ比がステップ的に変化するときの実ＥＧＲ比の変化開始のタイミングの遅れを含む応答遅れを推定する。上記の第２応答遅れ推定手段は前記目標ＥＧＲ比のステップ変化分に応じて、前記算出される目標スロットルバルブ開度がステップ的に変化するときの実コレクタ圧の変化開始のタイミングの遅れを含む応答遅れを推定する。上記の第１過渡応答位相合せ手段は前記算出される目標ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに、前記実ＥＧＲ比の変化開始タイミングと前記実コレクタ圧の変化開始タイミングが一致するように前記第１応答遅れと前記第２応答遅れに基づいて前記目標ＥＧＲ比および／または前記目標スロットルバルブ開度を補正する。 The control device for a gasoline engine according to the present invention includes an EGR passage, an EGR valve, a target EGR ratio calculation means, and an EGR valve control means. The EGR passage circulates a part of the exhaust flowing through the exhaust pipe to the intake pipe. The EGR valve opens and closes the EGR passage. The target EGR ratio calculation means calculates the target EGR ratio according to the engine operating conditions. The EGR valve control means controls the EGR valve opening so that the calculated target EGR ratio is obtained in the EGR region, and makes the EGR valve fully closed in the non-EGR region. The gasoline engine control device of the present invention includes a throttle valve, target throttle valve opening calculation means, and throttle valve opening control means. The throttle valve can variably adjust the amount of intake air supplied to the engine. The target throttle valve opening calculating means calculates the target throttle valve opening so that a driver required torque corresponding to the accelerator pedal opening can be obtained. The throttle valve opening control means controls the throttle valve opening so that the calculated target throttle valve opening is obtained. The gasoline engine control device of the present invention includes first response delay estimation means, second response delay estimation means, and first transient response phase alignment means. The first response delay estimation means estimates a response delay including a delay in timing of starting the actual EGR ratio change when the calculated target EGR ratio changes stepwise. The second response delay estimating means includes a delay in timing of starting the change of the actual collector pressure when the calculated target throttle valve opening changes stepwise according to the step change of the target EGR ratio. Estimate response delay. The first transient response phasing means adjusts the actual EGR ratio change start timing to match the actual collector pressure change start timing when the calculated target EGR ratio changes stepwise. The target EGR ratio and / or the target throttle valve opening is corrected based on one response delay and the second response delay.
本発明によれば、目標ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに実ＥＧＲ比が立ち上がるタイミングと実コレクタ圧が立ち上がるタイミングが一致するので、ドライバ要求トルクよりも一時的にトルク過剰となることを抑制することができる。また、目標ＥＧＲ比がステップ的に減少するときにも実ＥＧＲ比が立ち下がるタイミングと実コレクタ圧が立ち下がるタイミングが一致するので、ドライバ要求トルクよりも一時的にトルク不足となることを抑制することができる。 According to the present invention, when the target EGR ratio increases stepwise, the timing at which the actual EGR ratio rises coincides with the timing at which the actual collector pressure rises. can do. In addition, when the target EGR ratio decreases stepwise, the timing at which the actual EGR ratio falls coincides with the timing at which the actual collector pressure falls, so that it is possible to suppress a temporary shortage of torque from the driver request torque. be able to.
以下、本発明の実施形態を図面に基づき説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
（第１実施形態）
図１は本発明の第１実施形態のガソリンエンジンの制御装置の概略構成図である。
(First embodiment)
FIG. 1 is a schematic configuration diagram of a control device for a gasoline engine according to a first embodiment of the present invention.
エンジン１はガソリンエンジン（以下、単に「エンジン」ともいう。）で、図示しない車両に搭載されている。エンジン１には、吸気通路４、排気通路１１を備える。上記の吸気通路４は、吸気管４ａ、吸気コレクタ４ｂ、吸気マニホールド４ｃで構成される。
The
吸気コレクタ４ｂのすぐ上流の吸気管４ａにはアクセルペダルの踏込量（以下「アクセルペダル開度」という。）に応動する電子制御のスロットル装置を備える。スロットル装置は、スロットルバルブ５と、スロットルバルブ５を駆動するスロットルモータ（回転電機）６により構成されている。吸入空気は吸気管４ａを経てスロットルバルブ５によって調量される。調量された空気は吸気コレクタ４ｂに蓄えられ、この吸気コレクタ４ｂから吸気マニホールド４ｃを介して各気筒のシリンダ７（燃焼室）に分配供給される。実施形態は電子制御のスロットル装置の場合であるが、スロットルバルブとアクセルペダルとがワイヤーにより連結されたものであってよい。
The
燃料噴射弁８が吸気マニホールド４ｃに、点火プラグ９がシリンダ７に直接臨んでそれぞれ設けられ、燃料噴射弁８から燃料が吸気マニホールド４ｃ（吸気ポート）に噴射される。噴射された燃料は、スロットルバルブ５によって調量された空気と混合してガスとなり、このガスを点火プラグ９で着火して燃焼させる。燃焼するガスはピストン１０を押し下げる仕事をした後、排気通路１１に排出される。燃料噴射弁８を設ける位置は吸気マニホールドに限らない。シリンダ７に直接臨ませて燃料噴射弁を設けるものであってよい。
A
排気通路１１は、各気筒のシリンダ７からの排気が流入する排気マニホールド１１ａ、この排気マニホールド１１ａの集合部に接続される排気管１１ｂで構成される。排気中にはＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘの有害三成分を含むので、これらを全て浄化するため排気マニホールド１１ａの集合部にマニホールド触媒１２を、それよりも下流の排気管１１ｂにメイン触媒１３を備えている。メイン触媒１３は例えば車両の床下に設けられる。これら各触媒１２，１３は例えば三元触媒で構成される。
The
エンジン１には、さらにターボ過給機２１を備える。ターボ過給機２１は、排気管１１ｂに設けられるタービン２２と、吸気管４ａに設けられるコンプレッサ２３と、これらタービン２２，コンプレッサ２３を接続する軸２４とで構成される。上記のタービン２２は排気管１１ｂを流れる排気のエネルギにより回転し、タービン２２と同軸のコンプレッサ２３を駆動する。コンプレッサ２３はエアクリーナ１８を介して吸入される空気を圧縮する。圧縮されて大気圧を超える加圧空気は、吸気コレクタ４ｂへと送られる。ターボ過給機２１を働かせることで、目標過給圧を得ることができる。
The
ターボ過給機２１には、タービン２２をバイパスするバイパス通路２４（第２バイパス通路）と、このバイパス通路２４を開閉する常閉のウェイストゲートバルブ２５を備える。ウェイストゲートバルブ２５はモータ（回転電機）２６により駆動する。例えば、実際の過給圧が目標過給圧より高くなったときには、モータ２６でウェイストゲートバルブ開度を大きくなる側にフィードバック制御することにより、タービン２２をバイパスさせて流す排気量を増やす。これによって、ウェイストゲートバルブ開度を大きくなる側に制御する前よりタービン回転速度が低下し、タービン２２と同軸のコンプレッサ回転速度も低下する。コンプレッサ回転速度が低下すると実過給圧が低下してゆき目標過給圧と一致する。実過給圧が目標過給圧と一致するタイミングでウェイストゲートバルブ開度を保持させる。
The
コンプレッサ２３下流側の吸気管４ａには、インタークーラ２７を備える。インタークーラ２７はコンプレッサ２３により圧縮された空気を冷却するためのものである。コンプレッサ２３による空気圧縮によって温度上昇した空気がインタークーラ２７によって冷却されることで、過給効率を高めることができる。
An
さて、ターボ過給機２１を備えているガソリンエンジン１においても、過給域においてノッキングの抑制のため、大量のＥＧＲ（排気再循環）を行いたい要求がある。この要求に応えるため、本実施形態では、新たにロープレッシャループＥＧＲ装置１４を設ける。ロープレッシャループＥＧＲ装置１４は、ＥＧＲ通路１５、ＥＧＲ通路１５に介装されるＥＧＲクーラ１６、ＥＧＲ通路１５を開閉するＥＧＲ弁１７（例えばバタフライ弁）、ＥＧＲ弁１７を駆動するモータ（回転電機）１８で構成される。
Now, even in the
上記のＥＧＲ通路１５は、タービン２２下流の排気管、具体的にはマニホールド触媒１２とメイン触媒１３の間の排気管１１ｂから分岐され、コンプレッサ２３上流の吸気管４ａに合流している。このように、ＥＧＲ通路１５がタービン２２下流の排気管１１ｂとコンプレッサ２３上流の吸気管４ａとを連通する場合には、タービン下流の排気管圧力とコンプレッサ上流の吸気管圧力との差圧でガス（排気の一部）がＥＧＲ弁１７を流れることになる。タービン下流の排気管圧力とコンプレッサ上流の吸気管圧力との差圧は例えば１ｋＰａ程度ときわめて小さいので、ロープレッシャループＥＧＲ（以下「ＬＰ−ＥＧＲ」という。）装置と呼ばれる。以下では、ＬＰ−ＥＧＲ装置のＥＧＲ弁を「ＬＰ−ＥＧＲ弁」という。また、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７を開いてＬＰ−ＥＧＲを行う運転領域を「ＬＰ−ＥＧＲ領域」、ＬＰ−ＥＧＲ弁を全閉に保持する運転領域を「非ＬＰ−ＥＧＲ領域」という。ＬＰ−ＥＧＲ装置そのものはディーゼルエンジンにおいて公知であるが、本実施形態では、ターボ過給機２１を備えるガソリンエンジン１に対して新たにＬＰ−ＥＧＲ装置１４を採用している。
The
上記のＥＧＲクーラ１６はＬＰ−ＥＧＲ弁１７上流のＥＧＲ通路１５に設けられる。ＥＧＲクーラ１６はＥＧＲ通路１５を流れるガス（排気の一部）が一定の温度になるまで冷却するものである。このため、ＬＰ−ＥＧＲ領域では一定温度まで冷却されたガスがＬＰ−ＥＧＲ弁１７を流れる。
The
ここで、ターボ過給機２１を備えるガソリンエンジン１にＬＰ−ＥＧＲ装置１４を新たに採用した理由を説明する。ターボ過給機を備えないガソリンエンジンに適用され、比較的高温の排気の一部を吸気コレクタ４ｂに流入させるＥＧＲ装置がある。このＥＧＲ装置では、排気通路１１と吸気コレクタ４ｂの間の比較的大きな差圧（負圧）でＥＧＲ弁をガスが流れるので、ハイプレッシャループＥＧＲ（以下「ＨＰ−ＥＧＲ」という。）装置と呼ばれる。
Here, the reason why the LP-
ターボ過給機を備えるガソリンエンジンにＨＰ−ＥＧＲ装置を適用することを考える。まず、過給していないときには吸気コレクタ４ｂに大気圧より低い圧力（負圧）が発達し、排気圧との差圧が大きくなるので、ＥＧＲ弁を開けばガス（ＥＧＲガス）を吸気コレクタ４ｂに吸い込ませることができる。しかしながら、ターボ過給機による過給の開始で吸気コレクタ４ｂの圧力は、負圧から大気圧へ、大気圧からさらに大気圧を超える圧力へと高くなっていく。吸気コクレタ４ｂの圧力が大気圧を超える圧力へと高くなると、排気圧との差圧が小さくなってしまう。吸気コレクタ４ｂにおいて大気圧を超える圧力とは過給圧のことであり、過給圧が高くなるほど、排気圧との差圧がさらに小さくなる。排気圧との差圧が小さくなると、特に大量のＥＧＲガスを吸気コレクタ４ｂに吸い込ませることができなくなる。
Consider applying the HP-EGR device to a gasoline engine equipped with a turbocharger. First, when not supercharging, a pressure (negative pressure) lower than the atmospheric pressure develops in the
一方、ＬＰ−ＥＧＲ装置では、タービン下流の相対的に低い排気圧とコンプレッサ上流の吸気圧との微小な差圧（１ｋＰａ程度）でガス（ＥＧＲガス）がＬＰ−ＥＧＲ弁１７を流れるので、過給圧の影響を受けることがない。つまり、ターボ過給機２１を備えるガソリンエンジン１にＬＰ−ＥＧＲ装置１４を追加した構成とすることで、ターボ過給機２１による過給中にあっても大量のＥＧＲガスを吸気管に導入できることとなった。
On the other hand, in the LP-EGR device, gas (EGR gas) flows through the LP-
さらに説明すると、図２に本実施形態の過給域とＬＰ−ＥＧＲ領域とを重ねて示す。図２において、吸気コレクタ４ｂの圧力が大気圧となる場合を破線のラインで示している。本実施形態では、吸気コレクタ４ｂの圧力が大気圧より高くなる領域（破線より上の領域）が過給域、吸気コレクタ４ｂの圧力が大気圧以下となる領域（破線より下の領域）が非過給域である。一方、ＬＰ−ＥＧＲ領域が過給域と前記非過給域とにまたがって（重なって）設定されている。すなわち、ＬＰ−ＥＧＲ領域は全体としてほぼ等脚台形状であり、本実施形態では過給域の中にＬＰ−ＥＧＲ領域が大きく生じている。
More specifically, FIG. 2 shows the supercharging region and the LP-EGR region of this embodiment in an overlapping manner. In FIG. 2, the case where the pressure of the
このため、本実施形態では、運転領域が次のように４つの領域に区分される。 For this reason, in this embodiment, the operation region is divided into four regions as follows.
〈１〉過給域かつＬＰ−ＥＧＲ領域（Ｂ−Ｃ−Ｄ−Ｅで囲まれた領域）
〈２〉過給域かつ非ＬＰ−ＥＧＲ領域（ハッチングで示す領域）
〈３〉非過給域かつＬＰ−ＥＧＲ領域（Ａ−Ｂ−Ｅ−Ｆで囲まれた領域）
〈４〉非過給域かつ非ＬＰ−ＥＧＲ領域
ここで、図２において等脚台形の角をＡ，Ｃ，Ｄ，Ｆとし、等脚台形と破線が交わる点をＢ，Ｅとしている。また、破線の両端をＧ，Ｊとし、Ｇ−Ｈ−Ｉのラインを全負荷時のラインとしている。なお、ＬＰ−ＥＧＲ領域は、全体としてほぼ等脚台形状である場合に限られるものでない。エンジン、ターボ過給機、ＬＰ−ＥＧＲ装置１４の仕様が異なれば、ＬＰ−ＥＧＲ領域の形状が違ったものとなり得る。
<1> Supercharging region and LP-EGR region (region surrounded by B-C-D-E)
<2> Supercharging region and non-LP-EGR region (region indicated by hatching)
<3> Non-supercharging region and LP-EGR region (region surrounded by ABEF)
<4> Non-supercharging region and non-LP-EGR region Here, in FIG. 2, the corners of the isosceles trapezoid are A, C, D, and F, and the points where the isosceles trapezoid and the broken line intersect are B and E. Further, both ends of the broken line are G and J, and the GH-I line is a line at full load. Note that the LP-EGR region is not limited to a substantially isosceles trapezoidal shape as a whole. If the specifications of the engine, turbocharger, and LP-
図１に示したように、本実施形態ではさらに、コンプレッサ２３をバイパスするバイパス通路３１（第１バイパス通路）を備える。バイパス通路３１には、モータ（回転電機）３３により駆動されるリサーキュレーションバルブ３２が設けられている。このバルブ３２は、車両減速のためスロットルバルブ５が閉じられた際に、スロットルバルブ５からコンプレッサ２３までの吸気管４ａに閉じ込められた加圧空気をコンプレッサ２３上流側に再循環（リサーキュレーション）させるためのものである。一方、車両減速時以外の運転域でターボ過給機２１により過給が行われている場合には、バルブ３２が基本的に全閉保持され、コンプレッサ２３の上流側の空気（ＥＧＲガスを含む）の全てがコンプレッサ２３に導かれる。
As shown in FIG. 1, the present embodiment further includes a bypass passage 31 (first bypass passage) that bypasses the
ここで、リサーキュレーションバルブ３２が必要となる理由はディーゼルエンジンとガソリンエンジンとでスロットルバルブの扱いが異なることによるものである。すなわち、ディーゼルエンジンでは、スロットルバルブは常時開かれており、必要な場合に限って閉じられる。一方、ガソリンエンジンでは、スロットルバルブ５は、吸気コレクタ４ｂのすぐ上流に設けられ、アクセルペダルの踏込量に応動してその開度が変化する。
Here, the reason why the
このような違いにより、ガソリンエンジンでは、ターボ過給機２１により過給をしている状態から車両を減速させるためにアクセルペダルを戻すと、これに応動してスロットルバルブ開度が一定量、ステップ的に小さくなる。このスロットルバルブ開度の急な減少でスロットルバルブ５からコンプレッサ２３までの吸気管４ａ内に存在する加圧空気の行き場がなくなる。その上、車両減速時からのコンプレッサ２３の稼働によって、スロットルバルブ５からコンプレッサ２３までの吸気管４ａの圧力がさらに上昇する。すると、コンプレッサ下流で圧力の高くなった空気はコンプレッサ２３に向かって逆流する。そして、逆流する加圧空気がコンプレッサ２３を通過して上流に逃れる際にコンプレッサ２３から音（騒音）が発生する。このような車両減速時に発生する騒音は車両室内の静粛性に影響する。そこで、過給域からの車両減速時にはモータ３３でリサーキュレーションバルブ開度を大きくなる側に制御することにより、コンプレッサ上流の加圧空気を、コンプレッサ２３をバイパスしてコンプレッサ上流に解放（リサーキュレーション）する。これによって、車両減速時にコンプレッサ２３からの騒音の発生を防止するのである。
Due to such a difference, in the gasoline engine, when the accelerator pedal is returned to decelerate the vehicle from the state of being supercharged by the
次に、ＬＰ−ＥＧＲ装置１４を用いてＬＰ−ＥＧＲ制御を行う場合のＥＧＲ比を「ＬＰ−ＥＧＲ比」というとすると、目標ＬＰ−ＥＧＲ比のマップ特性は図３に示したようになっている。すなわち、図３のように、全体としてほぼ等脚台形状のＬＰ−ＥＧＲ領域を大きく２つに分け、高負荷側の領域で０．１、低負荷側の領域で０．２としている。
Next, assuming that the EGR ratio when performing LP-EGR control using the LP-
高負荷側の領域で低負荷側の領域より目標ＬＰ−ＥＧＲ比を小さくしている理由は次の通りである。すなわち、高負荷側においてもターボ過給機により新気をシリンダ７に押し込めることができれば、高負荷側でも低負荷側と同じに目標ＬＰ−ＥＧＲ比を０．２にすることができる。しかしながら、実際にはターボ過給機により新気をシリンダ７に押し込むにしても、押し込むことのできる新気量には限界がある。一方、高負荷側では低負荷側より大きなエンジントルクを発生させる必要がある。そこで、高負荷側では低負荷側よりノッキングが生じない範囲で目標ＬＰ−ＥＧＲ比を小さくし、その小さくした分だけシリンダ７内での燃焼状態をよくすることで、低負荷側よりも大きなエンジントルクが得られるようにするのである。ここで、ＬＰ−ＥＧＲ比［無名数］の定義は次の通りである。
The reason why the target LP-EGR ratio is made smaller in the high load side region than in the low load side region is as follows. That is, if the fresh air can be pushed into the
ＬＰ−ＥＧＲ比＝ＥＧＲガス流量／（ＥＲガス流量＋新気量）…（１）
なお、図３では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比を２段階で設定しているが、目標ＬＰ−ＥＧＲ比を２段階に設定する場合に限定されるものでない。目標ＬＰ−ＥＧＲ比を３段階以上に、あるいは連続的に目標ＬＰ−ＥＧＲ比を変化させるものであってよい。
LP-EGR ratio = EGR gas flow rate / (ER gas flow rate + fresh air amount) (1)
In FIG. 3, the target LP-EGR ratio is set in two stages, but the present invention is not limited to the case where the target LP-EGR ratio is set in two stages. The target LP-EGR ratio may be changed in three or more stages or continuously.
過給域かつＬＰ−ＥＧＲ領域での運転には高速道路での走行が含まれる。高速道路を定常で走行しているときにはドライバ要求トルクが得られるように目標過給圧が設定されているので、走行中の加速感に不足は生じない。これについて説明すると、定常走行中にＥＧＲガスをシリンダ７に導入したとき、ＥＲＧガスを導入する分だけ新気の量が減る。ＥＧＲガスを導入していないときと同じエンジントルクを出力させるためには、ＥＧＲガスがシリンダ７に入った分だけ余計に新気をシリンダ７に導入してやることが必要となる。
Driving in the supercharging region and the LP-EGR region includes traveling on a highway. Since the target boost pressure is set so that the driver required torque can be obtained when traveling on a highway in a steady state, there is no shortage of acceleration feeling during traveling. Explaining this, when EGR gas is introduced into the
この事情はターボ過給機付きガソリンエンジンであろうと、ＮＡエンジン（自然吸気ガソリンエンジン）であろうと変わりない。ＮＡエンジンでは、スロットルバルブをＥＧＲガスの導入分だけ余計に開くことで、同じドライバ要求トルクが得られるようにしている。一方、ターボ過給機付きガソリンエンジンの場合には、ＥＧＲガスをシリンダ７に導入することで、減ってしまった新気（空気）を入れる手段としては、ターボ過給機２１しかない。このため、ＥＧＲガスの導入によって実エンジントルクがドライバ要求トルクより低下する分だけ、ターボ過給機２１に余計に仕事をさせることで、新気をシリンダ７に多く取り込んでやる必要がある。この場合、制御パラメータは目標過給圧である。そこで、ターボ過給機付きガソリンエンジンにおいては、目標ＬＰ−ＥＧＲ比の分だけ目標過給圧が高くなる側に補正してやることで、ＥＲＧガスをシリンダ７に導入していても、ドライバ要求トルクが得られるようにしている。このように、目標過給圧を算出する際に、目標ＬＰ−ＥＧＲ比を織り込んでいるので、ＥＧＲガスをシリンダ７に導入していても、ドライバがエンジントルクの不足を感じることはないのである。
This situation is the same whether it is a turbocharged gasoline engine or an NA engine (naturally aspirated gasoline engine). In the NA engine, the same driver required torque can be obtained by opening the throttle valve more than the amount of EGR gas introduced. On the other hand, in the case of a gasoline engine with a turbocharger, the
図１に示したように、燃料噴射弁８及び点火プラグ９に加えて、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７、ウェイストゲートバルブ２５、リサーキュレーションバルブ３２の各開度を制御するため、エンジンコントローラ４１を備える。エンジンコントローラ４１はマイクロプロセッサ、ＲＯＭ及びＲＡＭ等の周辺機器を備えたコンピュータユニットとして構成されている。エンジンコントローラ４１には、エアフローメータ４２、アクセルセンサ４３、クランク角センサ４４からの信号が入力する。ここで、エアフローメータ４２は吸気管４ａ内に流入する空気量（質量流量）を検出する。アクセルセンサ４３はアクセルペダルの踏込量（アクセルペダル開度）及びその変化量を検出する。クランク角センサ４４はエンジン回転速度を検出する。
As shown in FIG. 1, in addition to the
図４Ａ，図４Ｂ，図４Ｃは、エンジンコントローラ４１で実行されるエンジントルク制御の内容を示す制御ブロック図である。図４Ａに示す９１及び図４Ｃに示す１０１が本発明の第１実施形態によって新たに追加する部分である。ここでは、２つの追加部９１，１０１以外を本発明の前提部分として先に説明し、その後に２つの追加部９１，１０１に言及することとする。
4A, 4B, and 4C are control block diagrams showing the contents of engine torque control executed by the
まず、ドライバ要求トルク算出部５１では、アクセルセンサ４３により検出されるアクセルペダル開度ＡＰＯと、クランク角センサ４４により検出されるエンジン回転速度Ｎｅからドライバの要求するエンジントルク（ドライバ要求トルク）Ｔｄｒｖを算出する。ドライバ要求トルクＴｄｒｖはさらに車速をもパラメータとして算出することであってよい。
First, the driver required
目標空気量算出部５２ではドライバ要求トルクＴｄｒｖからシリンダ空気量の目標値である目標空気量ｔＱａ（目標シリンダ空気量）を算出する。ここで、「シリンダ空気量」とは、吸気弁５１及び排気弁５５によってシリンダ７に閉じ込められる空気量のことで、吸気弁５１の閉時期（ＩＶＣ）で定まる。目標空気量ｔＱａは例えばドライバ要求トルクＴｄｒｖに比例させて求めればよい。ここでの空気量は空気の体積量である。空気の質量は空気の体積量に空気の密度を乗算することによって求めることができる。
The target air
上記の目標空気量ｔＱａは第１エンジントルク制御部６１及び第２エンジントルク制御部７１に入力される。本実施形態では、スロットルバルブ開度によってエンジントルクを制御するのか、ウェイストゲートバルブ開度によってエンジントルクを制御するのかを
エンジンの運転領域によって切り分けている。すなわち、図２６に示したように、非過給域をスロットルバルブ開度によるエンジントルク制御域、過給域をウェイストゲートバルブ開度によるエンジントルク制御域としている。非過給域では、ＮＡエンジン（自然吸気ガソリンエンジン）と同じにスロットルバルブ５を全開位置まで使ってエンジントルクを制御する。非過給域よりも高負荷側にある過給域に入るとスロットルバルブ５を全開位置に保持したまま、今度はウェイストゲートバルブ開度を使ってエンジントルクを制御する。言い換えると、非過給域では第１エンジントルク制御部６１で算出した目標スロットルバルブ開度を、過給域では第２エンジントルク制御部７１で算出した目標ウェイストゲートバルブ開度をエンジントルク制御に用いる。非過給域ではスロットルバルブ開度の制御によってドライバ要求トルクＴｄｒｖが、過給域ではウェイストゲートバルブ開度の制御によってドライバ要求トルクＴｄｒｖが得られるわけである。
The target air amount tQa is input to the first engine
上記の第１エンジントルク制御部６１は、目標空気量輸送遅れ推定部６２、目標新気流量算出部６３、目標総ガス流量算出部６４、目標コレクタ圧算出部６５、目標スロットルバルブ開度算出部６６で構成されている。なお、図４Ａ，図４Ｂ，図４Ｃでは、スロットルバルブを「ＴＨ／Ｖ」で略記する。
The first engine
まず、目標空気量輸送遅れ推定部６２では、エンジンの負荷とエンジン回転速度Ｎｅから目標空気量ｔＱａがステップ的に変化するときの過渡応答波形（この波形を以下単に「応答波形」という）を算出する。この応答波形は、目標空気量ｔＱａがステップ的に変化するとき、このステップ変化に対して一次遅れで応答する波形である。
First, the target air amount transport
目標新気流量算出部６３では、エンジン回転速度Ｎｅを用いて目標空気量ｔＱａを流量単位に変換する。さらに、目標新気流量算出部６３では、目標空気量輸送遅れ推定部６２で推定される応答波形を用いて、この流量単位の空気量が一次遅れで応答する値を目標シリンダ新気流量（このシリンダ新気流量を、以下単に「新気流量」という。）ｔＶｃｙｌ１として算出する。
The target fresh air flow
これを、図５を参照して説明すると、ｔ１のタイミングで目標空気量ｔＱａがステップ的に増加するとき（図５上段参照）、目標空気量ｔＱａを流量単位に変換した新気流量ｔＶａもｔ１のタイミングでステップ的に増加する（図５下段の実線参照）。目標空気量ｔＱａの単位が体積量そのもの（単位は例えば［ｃｃ］や［ｌ］）であるのに対して、新気流量Ｖａは単位時間当たりに流れる体積量（単位は例えば［ｃｃ／ｓ］や［ｌ／ｓ］）である。これは、ＩＶＣ（吸気弁５１の閉弁時期）で決まるシリンダ空気量が同じでも、エンジン回転速度Ｎｅが異なれば、吸気管（４ａ、４ｂ、４ｃ）を流れる空気の体積流量が異なってくる。そこで、エンジン回転速度Ｎｅに関係なく目標空気量ｔＱａが得られるようにするため、流量単位に換算するものである。さらに、スロットルバルブ開度をステップ的に増加させて上記の新気流量Ｖａを増やしても、スロットルバルブ５からシリンダ７直前までの吸気管容積の存在によって、スロットルバルブ位置の新気流量Ｖａに対してシリンダ７に流入する新気流量は遅れて増加する。そこで、図５下段に一点鎖線で示したように、新気流量ｔＶａに対する輸送遅れを一次遅れで近似した値を目標新気流量ｔＶｃｙｌ１として算出するのである。本実施形態では、目標空気量輸送遅れ推定部６２が応答波形だけを推定し、無駄時間を推定していないが、この場合に限定されるものでない。目標空気量輸送遅れ推定部６２が無駄時間をも推定する場合であってよい。
This will be described with reference to FIG. 5. When the target air amount tQa increases stepwise at the timing of t1 (see the upper part of FIG. 5), the fresh air flow rate tVa obtained by converting the target air amount tQa into a flow unit is also t1. (See the solid line in the lower part of FIG. 5). The unit of the target air amount tQa is the volume amount itself (the unit is, for example, [cc] or [l]), whereas the fresh air flow rate Va is the volume amount flowing per unit time (the unit is, for example, [cc / s]). And [l / s]). This is because even if the cylinder air amount determined by IVC (the closing timing of the intake valve 51) is the same, the volumetric flow rate of the air flowing through the intake pipes (4a, 4b, 4c) will be different if the engine speed Ne is different. Therefore, in order to obtain the target air amount tQa regardless of the engine rotational speed Ne, it is converted into a flow rate unit. Further, even if the throttle valve opening is increased stepwise to increase the above-described fresh air flow rate Va, the presence of the intake pipe volume from the
図１にも示したように、吸気弁５１には吸気弁５１の作動角を一定のまま、吸気弁５１の開閉タイミングを調整可能な可変バルブタイミング機構（この機構を以下「吸気ＶＴＣ機構」という。）５３を備えている。吸気ＶＴＣ機構５３では、吸気用カムプーリと吸気用カムシャフト５２とが相対回転可能に構成され、吸気用カムプーリと吸気用カムシャフト５２の間にベーンで仕切られる進角側油圧室と遅角側油圧室をそれぞれ備えている。そして、進角側油圧室に油圧が供給され、遅角側油圧室から油圧が逃されると、吸気用カムシャフト５２が吸気用カムプーリに対して進角する。一方、遅角側油圧室に油圧が供給され、進角側油圧室から油圧が逃されると、吸気用カムシャフト５２が吸気用カムプーリに対して遅角する。進角側油圧室や遅角側油圧室に供給される油圧は、デューティ制御可能なソレノイドバルブによって制御される。
As shown in FIG. 1, the
同様に、図１にも示したように、排気弁５５にも排気弁５５の作動角を一定のまま、排気弁５５の開閉タイミングを調整可能な可変バルブタイミング機構（この機構を以下「排気ＶＴＣ機構」という。）５７を備えている。この排気ＶＴＣ機構５７でも、排気用カムプーリと排気用カムシャフト５６とが相対回転可能に構成され、排気用カムプーリと排気用カムシャフト５６の間にベーンで仕切られる進角側油圧室と遅角側油圧室をそれぞれ備えている。そして、進角側油圧室に油圧が供給され、遅角側油圧室から油圧が逃されると、排気用カムシャフト５６が排気用カムプーリに対して進角する。一方、遅角側油圧室に油圧が供給され、進角側油圧室から油圧が逃されると、排気用カムシャフト５６が排気用カムプーリに対して遅角する。進角側油圧室や遅角側油圧室に供給される油圧は、デューティ制御可能なソレノイドバルブによって制御される。
Similarly, as shown in FIG. 1, a variable valve timing mechanism (hereinafter referred to as “exhaust VTC”) that can adjust the opening / closing timing of the
エンジントルク制御において、部分負荷域では最適な燃費が得られるように、部分負荷域を外れる高負荷側の領域では最大のエンジントルクが得られるようにする必要がある。ここで、吸気側のカムプーリに対して吸気ＶＴＣ機構５３により吸気側のカムシャフトを捻る角度及び排気側のカムプーリに対して排気ＶＴＣ機構５７により排気側のカムシャフトを捻る角度をいずれも「ＶＴＣ角度」で定義する。部分負荷域で最適な燃費が得られるときの、また部分負荷域を外れる高負荷側の領域で最大のエンジントルクが得られるときの各ＶＴＣ角度がそれぞれ目標ＶＴＣ角度として定まる。吸排気のＶＴＣ機構５３，５７の各目標ＶＴＣ角度はエンジンの負荷とエンジン回転速度Ｎｅにより相違する。そこで、吸排気のＶＴＣ機構５３，５７の２つの目標ＶＴＣ角度を、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅをパラメータとしてマップにして予め定めている。このように吸排気のＶＴＣ機構５３，５７のそれぞれに目標ＶＴＣ角度があるのであるが、本実施形態では簡単化のため、以下では、吸排気のＶＴＣ機構５３，５７の２つの目標ＶＴＣ角度をまとめて単に「目標ＶＴＣ角度」という。図４Ａに戻り、目標ＶＴＣ角度算出部５３では、エンジンの負荷とエンジン回転速度Ｎｅからこの目標ＶＴＣ角度を算出している。
In engine torque control, it is necessary to obtain the maximum engine torque in the high-load side region outside the partial load region so that optimum fuel efficiency can be obtained in the partial load region. Here, the angle at which the intake side camshaft is twisted by the
目標ＬＰ−ＥＧＲ比算出部５４（目標ＥＧＲ比算出手段）では、目標空気量ｔＱａ（エンジン負荷相当）とエンジン回転速度Ｎｅから図３を内容とするマップを検索することにより、目標ＬＰ−ＥＧＲ比を算出する。 The target LP-EGR ratio calculation unit 54 (target EGR ratio calculation means) searches the map having the contents shown in FIG. 3 from the target air amount tQa (corresponding to the engine load) and the engine speed Ne, thereby obtaining the target LP-EGR ratio. Is calculated.
上記の目標ＬＰ−ＥＧＲ比は目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開口面積算出部５５に入力される。目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開口面積算出部５５では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比から目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開口面積を算出する。目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開口面積は目標ＬＰ−ＥＧＲ比に比例させて求めればよい。目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度算出部５６では、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開口面積から所定のテーブルを検索することにより、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度を算出する。この目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度はＬＰ−ＥＧＲ弁開度指令値としてＬＰ−ＥＧＲ弁１７のアクチュエータであるモータ１８に出力される。
The target LP-EGR ratio is input to the target LP-EGR valve opening
一方、目標ＬＰ−ＥＧＲ比はＥＧＲガス流量算出部５７にも入力される。ＥＧＲガス流量算出部５７では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比から例えば次式により、シリンダ７に流入するＥＧＲガス流量（以下単に「ＥＧＲガス流量」という。）Ｖｅｇｒを算出する。
On the other hand, the target LP-EGR ratio is also input to the EGR gas flow
Ｖｅｇｒ＝Ｋ×目標ＬＰ−ＥＧＲ比×Ｑａｆｍ …（２）
ただし、Ｑａｆｍ：エアフローメータ流量（排気量相当）、
Ｋ：換算係数（定数）、
（２）式は、目標ＬＰ−ＥＧＲ比とエアフローメータ流量Ｑａｆｍに比例させてＥＧＲガス量Ｖｅｇｒを求めるものである。
Vegr = K × target LP-EGR ratio × Qafm (2)
Where Qafm: air flow meter flow rate (equivalent to displacement),
K: Conversion factor (constant),
Equation (2) is used to obtain the EGR gas amount Vegr in proportion to the target LP-EGR ratio and the air flow meter flow rate Qafm.
上記の目標新気流量ｔＶｃｙｌ１とＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒとが入力される目標総ガス流量算出部６４では、目標新気流量ｔＶｃｙｌ１とＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒを加算した値をシリンダ７の目標総ガス流量ｔＶｇａｓ１として算出する。
In the target total gas flow
図４Ｂに進み、目標総ガス流量ｔＶｇａｓ１が入力される目標コレクタ圧算出部６５では、目標総ガス流量ｔＶｇａｓ１と目標ＶＴＣ角度から所定のマップを検索することにより、目標コレクタ圧ｔＢｓｔ１を算出する。目標コレクタ圧は、非過給域でドライバ要求トルクが得られるときの吸気コレクタ４ｂの圧力のことである。後述するように、過給域でドライバ要求トルクが得られるときの吸気コレクタ４ｂの圧力は「目標過給圧」となる。
4B, the target collector
目標コレクタ圧ｔＢｓｔ１が入力される目標スロットルバルブ開度算出部６６では、目標コレクタ圧ｔＢｓｔ１から目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯを算出する。目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯは目標コレクタ圧ｔＢｓｔ１に比例させて求めればよい。
A target throttle valve opening
次に、上記の第２エンジントルク制御部７１は、図４Ａ，図４Ｂに示したように目標新気流量算出部７２、目標総ガス流量算出部７３、目標過給圧算出部７４、目標ウェイストゲートバルブ開度算出部７５で構成されている。なお、図４Ａ，図４Ｂ，図４Ｃでは、ウェイストゲートバルブを「Ｗ／Ｇバルブ」で略記する。図４Ａ，図４Ｂに示す第１エンジントルク制御部６１との違いは、第１エンジントルク制御部６１にある目標空気量輸送遅れ推定部６２を第２エンジントルク制御部７１が備えていない点だけである。これは、エンジントルク制御域を非過給域と過給機とに分けたことで高負荷側の過給域では目標空気量ｔＱａがステップ的に変化するときの新気流量の応答遅れは無視できることから、目標空気量輸送遅れ推定部を備えることが不要となるためである。
Next, the second engine
目標新気流量算出部７２では、エンジン回転速度Ｎｅを用いて目標空気量ｔＱａを流量単位に変換した値を目標シリンダ新気流量ｔＶｃｙｌ２（このシリンダ新気流量も、以下単に「新気流量」という。）として算出する。目標新気流量ｔＶｃｙｌ２とＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒとが入力される目標総ガス流量算出部７３では目標新気流量ｔＶｃｙｌ２とＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒを加算した値をシリンダ７の目標総ガス流量ｔＶｇａｓ２として算出する。
In the target fresh air flow
図４Ｂに進み、目標総ガス流量ｔＶｇａｓ２が入力される目標過給圧算出部７４では、目標総ガス流量ｔＶｇａｓ２と目標ＶＴＣ角度から所定のマップを検索することにより、目標過給圧ｔＢｓｔ２を算出する。目標過給圧は、過給域でドライバ要求トルクが得られるときの吸気コレクタ４ｂの圧力のことである。
Proceeding to FIG. 4B, the target boost
目標過給圧ｔＢｓｔ２が入力される目標ウェイストゲートバルブ開度算出部７５では、目標過給圧ｔＢｓｔ２から目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶを算出する。目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶは目標過給圧ｔＢｓｔ２が大きくなるほど小さくなる値である。
The target wastegate valve opening
目標ＶＴＣ角度、目標スロットルバルブ開度、目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に変化するときの過渡応答は、いずれも応答無駄時間（以下単に「無駄時間」という。）と過渡応答波形（以下単に「応答波形」という。）で表現することができる。ここで、応答波形は一次遅れの波形で近似することができる。この場合、目標ＶＴＣ角度がステップ的に変化するときに応答するのは実ＶＴＣ角度（実際のＶＴＣ角度）であるとする。また、目標スロットルバルブ開度がステップ的に変化するときに応答するのは実コレクタ圧（実際のコレクタ圧）であると、目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に変化するときに応答するのは実過給圧（実際の過給圧）であるとする。 The transient response when the target VTC angle, the target throttle valve opening, and the target wastegate valve opening change stepwise is a response wasted time (hereinafter simply referred to as “wasted time”) and a transient response waveform (hereinafter simply referred to as “dead time”). It can be expressed as “response waveform”. Here, the response waveform can be approximated by a first-order lag waveform. In this case, it is assumed that the actual VTC angle (actual VTC angle) responds when the target VTC angle changes stepwise. Also, when the target throttle valve opening changes stepwise, it is the actual collector pressure (actual collector pressure) that responds when the target wastegate valve opening changes stepwise. It is assumed that the actual boost pressure (actual boost pressure).
目標ＶＴＣ角度輸送遅れ推定部８１では、実ＶＴＣ角度の無駄時間及び応答波形を算出する。目標スロットルバルブ開度輸送遅れ推定部８２（第２無駄時間・応答波形推定手段）では、実コレクタ圧の無駄時間及び応答波形を算出する。目標ウェイストゲートバルブ開度輸送遅れ推定部８３（第３無駄時間・応答波形推定手段）では、実過給圧の無駄時間及び応答波形を算出する。
The target VTC angle transport
具体的に述べると、実ＶＴＣ角度の無駄時間は、エンジンの負荷とエンジン回転速度Ｎｅから図６を内容とするマップを検索することにより算出する。図６に示したように、実ＶＴＣ角度の無駄時間はエンジン回転速度Ｎｅが一定の条件でエンジンの負荷が大きくなるほど大きくなり、エンジンの負荷が一定の条件でＮｅが低くなるほど大きくなる値である。実コレクタ圧の無駄時間は、エンジンの負荷とエンジン回転速度Ｎｅから図７を内容とするマップを検索することにより算出する。図７に示したように、実コレクタ圧の無駄時間はエンジン回転速度Ｎｅが一定の条件でエンジンの負荷が大きくなるほど大きくなり、エンジンの負荷が一定の条件でＮｅが低くなるほど大きくなる値である。実過給圧の応答無駄時間は、エンジンの負荷とエンジン回転速度Ｎｅから図８を内容とするマップを検索することにより算出する。図８に示したように、実過給圧の無駄時間はエンジン回転速度Ｎｅが一定の条件でエンジンの負荷が大きくなるほど大きくなり、エンジンの負荷が一定の条件でＮｅが低くなるほど大きくなる値である。 More specifically, the dead time of the actual VTC angle is calculated by searching a map having the contents shown in FIG. 6 from the engine load and the engine speed Ne. As shown in FIG. 6, the dead time of the actual VTC angle is a value that increases as the engine load increases under a constant engine speed Ne, and increases as Ne decreases under a constant engine load condition. . The dead time of the actual collector pressure is calculated by searching a map having the contents shown in FIG. 7 from the engine load and the engine speed Ne. As shown in FIG. 7, the dead time of the actual collector pressure is a value that increases as the engine load increases under a constant engine speed Ne, and increases as Ne decreases under a constant engine load condition. . The response boost time of the actual boost pressure is calculated by searching a map having the contents shown in FIG. 8 from the engine load and the engine speed Ne. As shown in FIG. 8, the dead time of the actual supercharging pressure increases as the engine load increases under a constant engine speed Ne, and increases as Ne decreases under a constant engine load condition. is there.
なお、図６，図７，図８には３種類の無駄時間の傾向の概要を示すだけで実際の数値を示すものではない。実際の数値は図６，図７，図８で異なっている。 6, 7, and 8 merely show an outline of three types of dead time trends, and do not show actual numerical values. Actual numerical values are different in FIGS. 6, 7, and 8.
上記３つの各輸送遅れ推定部８１，８２，８３で算出される実ＶＴＣ角度、実コレクタ圧、実過給圧の各応答波形については、図９，図１０，図１１を参照して説明する。図９，図１０，図１１において実線が目標値、一点鎖線が実際値を表している。
The response waveforms of the actual VTC angle, the actual collector pressure, and the actual supercharging pressure calculated by the three transport
図９から説明すると、図９（ａ）に示したように目標ＶＴＣ角度がステップ的に増加するとき、一次遅れで応答する波形が実ＶＴＣ角度として算出される。実ＶＴＣ角度が一次遅れで応答するのは、吸排気のＶＴＣ機構５３，５７の油圧アクチュエータの動作に遅れを伴うためである。このときのエンジン回転速度Ｎｅを所定値Ｎｅ１、エンジンの負荷を所定値ｔＬｏａｄ１とする。エンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１でエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１より高いときには、図９（ｃ）に示したようにエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１のときよりも、目標ＶＴＣ角度に早く追いつく応答波形が実ＶＴＣ角度となる。一方、エンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１でエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１より大きいときには、図９（ｂ）に示したようにエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１のときよりも、目標ＶＴＣ角度に追いつくのが遅れる応答波形が実ＶＴＣ角度となる。
Referring to FIG. 9, when the target VTC angle increases stepwise as shown in FIG. 9A, a waveform that responds with a first-order lag is calculated as the actual VTC angle. The reason why the actual VTC angle responds with a first-order delay is that there is a delay in the operation of the hydraulic actuators of the intake and
図１０を説明すると、図１０（ａ）に示したように目標スロットルバルブ開度のステップ増加に対して、一次遅れで応答する波形が実コレクタ圧として算出される。実コレクタ圧が一次遅れで応答するのは、スロットルバルブ５のアクチュエータであるスロットルモータ６の動作に遅れを伴うためである。このときのエンジン回転速度Ｎｅを所定値Ｎｅ１、エンジンの負荷を所定値ｔＬｏａｄ１とする。なお、目標スロットルバルブ開度と実コクレタ圧とでは単位が相違するので、縦軸を同じスケールで記載することは本来できないのであるが、ここでは縦軸のスケールを無視し応答波形だけに着目するものとする。エンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１でエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１より高いときには、図１０（ｃ）に示したようにエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１のときよりも、目標スロットルバルブ開度に早く追いつく応答波形が実コレクタ圧となる。一方、エンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１でエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１より大きいときには、図１０（ｂ）に示したようにエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１のときよりも、目標スロットルバルブ開度に追いつくのが遅れる応答波形が実コレクタ圧となる。
Referring to FIG. 10, as shown in FIG. 10 (a), a waveform that responds with a first-order delay to the step increase in the target throttle valve opening is calculated as the actual collector pressure. The reason why the actual collector pressure responds with a first-order delay is that there is a delay in the operation of the
図１１を説明すると、図１１（ａ）に示したように目標ウェイストゲートバルブ開度のステップ増加に対して、一次遅れで応答する波形が実過給圧として算出される。実過給圧が一次遅れで応答するのは、ウェイストゲートバルブ２５のアクチュエータであるモータ２６の動作に遅れを伴うためである。このときのエンジン回転速度Ｎｅを所定値Ｎｅ１、エンジンの負荷を所定値ｔＬｏａｄ１とする。なお、目標ウェイストゲートバルブ開度と実過給圧とでは単位が相違するので、縦軸を同じスケールで記載することは本来できないのであるが、ここでは縦軸のスケールを無視し応答波形だけに着目するものとする。エンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１でエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１より高いときには、図１１（ｃ）に示したようにエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１のときよりも、目標ウェイストゲートバルブ開度に早く追いつく応答波形が実過給圧となる。一方、エンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１でエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１より大きいときには、図１１（ｂ）に示したようにエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１のときよりも、目標ウェイストゲートバルブ開度に追いつくのが遅れる応答波形が実過給圧となる。
Referring to FIG. 11, as shown in FIG. 11A, a waveform that responds with a first-order delay to the step increase in the target waste gate valve opening is calculated as the actual boost pressure. The reason why the actual supercharging pressure responds with a first-order delay is that there is a delay in the operation of the
なお、図９，図１０，図１１には３種類の応答波形を同様のモデルで示している。同じエンジンの運転条件でも実際の応答波形は図８，図１０，図１１で異なっている。 In FIG. 9, FIG. 10, and FIG. 11, three types of response waveforms are shown in the same model. The actual response waveforms differ between FIGS. 8, 10, and 11 even under the same engine operating conditions.
図９，図１０，図１１には目標ＶＴＣ角度、目標スロットルバルブ開度、目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に増加するときの実ＶＴＣ角度、実コレクタ圧、実過給圧の応答波形を記載したが、この場合に限られるものでない。目標ＶＴＣ角度、目標スロットルバルブ開度、目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に減少するときにも実ＶＴＣ角度、実コレクタ圧、実過給圧の応答波形が同様に得られる。 9, 10, and 11 show the response waveforms of the actual VTC angle, the actual collector pressure, and the actual supercharging pressure when the target VTC angle, the target throttle valve opening, and the target wastegate valve opening increase stepwise. Although described, it is not limited to this case. When the target VTC angle, the target throttle valve opening, and the target waste gate valve opening decrease stepwise, the response waveforms of the actual VTC angle, the actual collector pressure, and the actual supercharging pressure are obtained in the same manner.
目標スロットルバルブ開度輸送遅れ推定部８１で算出される実コレクタ圧の無駄時間及び応答波形は実コクレタ圧算出部８４に入力される。実コクレタ圧算出部８４では、入力される実コレクタ圧の無駄時間及び応答波形から実コレクタ圧を算出する。一方、目標ウェイストゲートバルブ開度輸送遅れ推定部８３で算出される実過給圧の無駄時間及び応答波形は実過給圧算出部８５に入力される。実過給圧算出部８５では、入力される実過給圧の無駄時間及び応答波形から実過給圧を算出する。上記の実コレクタ圧や実過給圧は図示しない他の制御で用いられる。例えば、実過給圧算出部８５で算出される実過給圧を、過給域において過給圧のフィードバック信号として用いることで、過給圧センサを設けることが不要となる。
The dead time and response waveform of the actual collector pressure calculated by the target throttle valve opening transport
過給域判定部８６では、エンジンの運転条件が過給域にあるのか非過給域にあるのかを判定する。エンジンの運転条件（エンジンの負荷と回転速度Ｎｅから定まる）が非過給域にあるときには一方の過渡応答位相合せ部８７を作動させ、運転条件が過給域にあるときには他方の過渡応答位相合せ部８８を作動させる。運転条件が過給域にあるか否かによって、２つの過渡応答位相合せ部８７，８８一方を切換えるわけである。
The supercharging
一方の過渡応答位相合せ部８７では、非過給域で実ＶＴＣ角度の立ち上がりタイミングと実コレクタ圧の立ち上がりタイミングが一致するように目標ＶＴＣ角度と目標スロットルバルブ開度の過渡応答位相合せを行う。他方の過渡応答位相合せ部８８では、過給域で実ＶＴＣ角度の立ち上がりタイミングと実過給圧の立ち上がりタイミングが一致するように目標ＶＴＣ角度と目標ウェイストゲートバルブ開度の過渡応答位相合せを行う。以下、目標ＶＴＣ角度との過渡応答位相合せを「第１過渡応答位相合せ」ともいう。従って、２つの過渡応答位相合せ部８７，８８はいずれも第１過渡応答位相合せ部である。一方の第１過渡応答位相合せ部８７は第１過渡応答位相合せ後（図４Ｂ、図４Ｃでは「第１位相合せ後」で略記する。）の目標スロットルバルブ開度を出力する。他方の第１過渡応答位相合せ部８８は第１過渡応答位相合せ後（図４Ｂ、図４Ｃでは「第１位相合せ後」で略記する。）の目標ウェイストゲートバルブ開度を出力する。
On the other hand, the transient response
上記の第１過渡応答位相合せについては、図１２，図１３を参照して説明すると、図１２は目標ＶＴＣ角度と目標スロットルバルブ開度の第１過渡応答位相合せ（図１２では「第１位相合せ」と略記。）をモデルで示している。図１３は目標ＶＴＣ角度と目標ウェイストゲートバルブ開度の第１過渡応答位相合せ（図１３では「第１位相合せ」と略記。）をモデルで示している。 The first transient response phase alignment will be described with reference to FIGS. 12 and 13. FIG. 12 shows the first transient response phase alignment of the target VTC angle and the target throttle valve opening (in FIG. Abbreviated as “combination”). FIG. 13 shows a model of the first transient response phase alignment (abbreviated as “first phase alignment” in FIG. 13) of the target VTC angle and the target wastegate valve opening.
まず、図１２から先に説明すると、非過給域において図１２（ａ）に実線で示したようにｔ１１のタイミングで目標ＶＴＣ角度がステップ的に増加したとする。このときには目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯを目標ＶＴＣ角度の増加分に対応する分だけ増加させる必要がある。例えば、目標ＶＴＣ角度の増加で排気ポートからシリンダ７に逆流する排気の量が増えたとする。これは内部ＥＧＲ量の増大を意味する。内部ＥＧＲ量が増大するとシリンダ７内での混合気の燃焼状態が悪化するので、その分シリンダ７に流入する新気流量を増やすため、目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯを目標ＶＴＣ角度の増加分に対応する分だけ増加させるのである。
First, from FIG. 12, it is assumed that the target VTC angle increases stepwise at the timing of t11 as shown by the solid line in FIG. 12A in the non-supercharging region. At this time, it is necessary to increase the target throttle valve opening tTVO by an amount corresponding to the increase in the target VTC angle. For example, it is assumed that the amount of exhaust flowing back from the exhaust port to the
この場合に、同じｔ１１のタイミングで図１２（ｂ）に実線で示したように目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯを目標ＶＴＣ角度の増加分に対応する分だけステップ的に増加させたとする。このとき、図１２（ａ）に一点鎖線で示したように実ＶＴＣ角度は例えば１００ｍｓの無駄時間の後のｔ１４のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標ＶＴＣ角度へと追いつく。一方、図１２（ｂ）に一点鎖線で示したように実コレクタ圧は例えば３０ｍｓの無駄時間の後のｔ１２のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯへと追いつく。なお、目標スロットルバルブ開度と実コクレタ圧とでは単位が相違するので、縦軸を同じスケールで記載することは本来できないのであるが、ここでは縦軸のスケールを無視し応答波形だけに着目するものとする。同じｔ１１のタイミングで、目標ＶＴＣ角度と目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯをステップ的に増加させたのでは、実ＶＴＣ角度と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングが相違するのである。このように、実コレクタ圧の立ち上がりが実ＶＴＣ角度より早すぎると、ｔ１２からｔ１４までの期間で実コレクタ圧が高過ぎることとなり、シリンダ７内での混合気の燃焼状態が良くなりすぎノッキングの発生やＮＯｘ排出量の増大を招く。
In this case, it is assumed that the target throttle valve opening tTVO is increased stepwise by the amount corresponding to the increase in the target VTC angle as shown by the solid line in FIG. At this time, as indicated by a one-dot chain line in FIG. 12A, the actual VTC angle rises at the timing t14 after a dead time of, for example, 100 ms, responds with a first-order delay, and catches up with the target VTC angle. On the other hand, as indicated by the alternate long and short dash line in FIG. 12B, the actual collector pressure rises at the timing t12 after a dead time of, for example, 30 ms, responds with a primary delay, and catches up with the target throttle valve opening tTVO. Since the unit is different between the target throttle valve opening and the actual collect pressure, it is not possible to describe the vertical axis with the same scale. However, here, the scale of the vertical axis is ignored and only the response waveform is focused. Shall. If the target VTC angle and the target throttle valve opening tTVO are increased stepwise at the same timing of t11, the actual VTC angle and the rise timing of the actual collector pressure are different. Thus, if the rise of the actual collector pressure is too early than the actual VTC angle, the actual collector pressure will be too high during the period from t12 to t14, and the combustion state of the air-fuel mixture in the
そこで、実ＶＴＣ角度と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＶＴＣ角度を基準として実コレクタ圧の過渡応答位相を遅らせるしかないので、図１２（ｃ）に実線で示したように目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯの過渡応答位相を無駄時間の差の７０ｍｓ（＝１００ｍｓ−３０ｍｓ）だけ遅らせる。この第１過渡応答位相合せを行うことにより、実コレクタ圧が図１２（ｃ）に一点鎖線で示したようにｔ１３のタイミングで立ち上がることになるので、実ＶＴＣ角度と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングが一致する。これによって、ｔ１２からｔ１４までの期間で実コレクタ圧が高過ぎることによるノッキングの発生やＮＯｘ排出量の増大を回避できるのである。 Therefore, it is considered to make the actual VTC angle coincide with the rise timing of the actual collector pressure. Then, since the transient response phase of the actual collector pressure has to be delayed with reference to the actual VTC angle having a slow transient response, the transient response phase of the target throttle valve opening tTVO is used as the dead time as shown by the solid line in FIG. Is delayed by 70 ms (= 100 ms−30 ms). By performing the first transient response phase matching, the actual collector pressure rises at the timing t13 as shown by the alternate long and short dash line in FIG. 12C. Therefore, the rise timing of the actual VTC angle and the actual collector pressure. Match. As a result, it is possible to avoid the occurrence of knocking and the increase in the NOx emission amount due to the actual collector pressure being too high in the period from t12 to t14.
次に、図１３を説明すると、過給域において図１３（ａ）に実線で示したようにｔ２１のタイミングで目標ＶＴＣ角度がステップ的に増加したとする。このときには目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶを目標ＶＴＣ角度の増加分に対応する分だけ増加させる必要がある。例えば、非過給域と同じに、目標ＶＴＣ角度の増加で排気ポートからシリンダ７に逆流する排気の量が増えたとする。これは内部ＥＧＲ量の増大を意味する。内部ＥＧＲ量が増大するとシリンダ７内での混合気の燃焼状態が悪化するので、その分シリンダ７に流入する新気流量を増やすため、目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶを目標ＶＴＣ角度の増加分に対応する分だけ増加させるのである。
Next, FIG. 13 will be described. It is assumed that the target VTC angle increases stepwise at the timing t21 as shown by the solid line in FIG. At this time, it is necessary to increase the target waste gate valve opening tWGV by an amount corresponding to the increase in the target VTC angle. For example, it is assumed that the amount of exhaust gas flowing backward from the exhaust port to the
この場合に、同じｔ２１のタイミングで図１３（ｂ）に実線で示したように目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶを目標ＶＴＣ角度の増加分に対応する分だけステップ的に増加させたとする。このとき、図１３（ａ）に一点鎖線で示したように実ＶＴＣ角度は例えば１００ｍｓの無駄時間の後のｔ２３のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標ＶＴＣ角度へと追いつく。一方、図１３（ｂ）に一点鎖線で示したように実過給圧は例えば５０ｍｓの無駄時間の後のｔ２２のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶへと追いつく。なお、目標ウェイストゲートバルブ開度と実過給圧とでは単位が相違するので、縦軸を同じスケールで記載することは本来できないのであるが、ここでは縦軸のスケールを無視し応答波形だけに着目するものとする。同じｔ２１のタイミングで、目標ＶＴＣ角度と目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶをステップ的に増加させたのでは、実ＶＴＣ角度と実過給圧の立ち上がりのタイミングが相違するのである。このように、実過給圧の立ち上がりが実ＶＴＣ角度より早すぎると、ｔ２２からｔ２３までの期間で実過給圧が高過ぎることとなり、シリンダ７内での混合気の燃焼状態が良くなりすぎノッキングの発生やＮＯｘ排出量の増大を招く。
In this case, it is assumed that the target waste gate valve opening tWGV is increased stepwise by the amount corresponding to the increase in the target VTC angle as shown by the solid line in FIG. 13B at the same timing t21. At this time, as indicated by a one-dot chain line in FIG. 13A, the actual VTC angle rises at the timing of t23 after a dead time of, for example, 100 ms, responds with a primary delay, and catches up with the target VTC angle. On the other hand, as indicated by the one-dot chain line in FIG. 13B, the actual boost pressure rises at the timing t22 after a dead time of, for example, 50 ms, responds with a primary delay, and reaches the target wastegate valve opening tWGV. catch up. Since the unit differs between the target wastegate valve opening and the actual boost pressure, it is not possible to describe the vertical axis with the same scale, but here the vertical scale is ignored and only the response waveform is ignored. Pay attention. If the target VTC angle and the target wastegate valve opening tWGV are increased stepwise at the same timing t21, the actual VTC angle and the actual boost pressure rise timing are different. Thus, if the rise of the actual boost pressure is too early than the actual VTC angle, the actual boost pressure will be too high during the period from t22 to t23, and the combustion state of the air-fuel mixture in the
そこで、実ＶＴＣ角度と実過給圧の立ち上がりのタイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＶＴＣ角度を基準として実過給圧の過渡応答位相を遅らせるしかないので、図１３（ｃ）に実線で示したように目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶの過渡応答位相を無駄時間の差の５０ｍｓ（＝１００ｍｓ−５０ｍｓ）だけ遅らせる。この第１過渡応答位相合せを行うことにより、実過給圧が図１３（ｃ）に一点鎖線で示したようにｔ２３のタイミングで立ち上がることになるので、実ＶＴＣ角度と実過給圧の立ち上がりのタイミングが一致する。これによって、ｔ２２からｔ２３までの期間で実過給圧が高過ぎることによるノッキングの発生やＮＯｘ排出量の増大を回避できるのである。 Therefore, it is considered to make the actual VTC angle coincide with the rise timing of the actual supercharging pressure. Then, since the transient response phase of the actual boost pressure can only be delayed with reference to the actual VTC angle with a slow transient response, the transient response phase of the target wastegate valve opening tWGV is set as shown by the solid line in FIG. The dead time difference is delayed by 50 ms (= 100 ms−50 ms). By performing this first transient response phase alignment, the actual boost pressure rises at the timing t23 as shown by the one-dot chain line in FIG. 13 (c), so that the actual VTC angle and the actual boost pressure rise. The timings match. As a result, it is possible to avoid the occurrence of knocking and the increase in the NOx emission amount due to the actual supercharging pressure being too high in the period from t22 to t23.
上記の図１２，図１３では、実ＶＴＣ角度、実コレクタ圧及び実過給圧の過渡応答が無駄時間と一次遅れの組み合せであると近似したが、この場合に限られるものでない。例えば、過渡応答が無駄時間と二次遅れの組み合せであると近似してもかまわない。 In FIG. 12 and FIG. 13, the transient response of the actual VTC angle, the actual collector pressure, and the actual boost pressure is approximated as a combination of dead time and first-order lag. However, the present invention is not limited to this case. For example, it may be approximated that the transient response is a combination of dead time and second-order delay.
上記の図１２，図１３には目標ＶＴＣ角度、目標スロットルバルブ開度、目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に増加するときを記載したが、この場合に限られるものでない。目標ＶＴＣ角度、目標スロットルバルブ開度、目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に減少するときにも、同様に考えればよい。 Although FIG. 12 and FIG. 13 describe the case where the target VTC angle, the target throttle valve opening, and the target wastegate valve opening increase stepwise, the present invention is not limited to this case. The same applies when the target VTC angle, the target throttle valve opening, and the target wastegate valve opening decrease stepwise.
さて、非過給域において目標ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに目標ＬＰ−ＥＧＲ比に応じたＥＧＲガス流量が新気流量に加わってシリンダ７に流入する分だけ新気流量が不足する。この新気流量の不足によって、ドライバ要求トルクが得られなくなる。これに対処するには、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときにＥＧＲガス流量の分だけ目標スロットルバルブ開度を大きくすることである。これによって、非過給域において目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加する前後で同じドライバ要求トルクが得られることとなり、運転性が良好になるはずである。 When the target EGR ratio increases stepwise in the non-supercharging region, the EGR gas flow rate corresponding to the target LP-EGR ratio is added to the fresh air flow rate and the fresh air flow rate is insufficient. This lack of fresh air flow makes it impossible to obtain the required driver torque. To cope with this, when the target LP-EGR ratio increases stepwise, the target throttle valve opening is increased by the EGR gas flow rate. As a result, the same driver required torque can be obtained before and after the target LP-EGR ratio increases stepwise in the non-supercharging region, and the drivability should be improved.
ここで、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、実ＬＰ−ＥＧＲ比（シリンダ内の実際のＬＰ−ＥＧＲ比）が応答遅れをもって増加する。一方、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するのと同じタイミングで目標スロットルバルブ開度をステップ的に大きくするときに、実コレクタ圧が応答遅れをもって増加する。この場合にも、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の各応答を、無駄時間と応答波形で表現することができる。ここでも、応答波形は一次遅れの波形で近似する。この場合、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の無駄時間が相違し、実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間のほうが実コレクタ圧の無駄時間より大きい。この無駄時間の相違により、実コレクタ圧のほうが実ＬＰ−ＥＧＲ比よりも早期に立ち上がるため、一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうという問題がある。 Here, when the target LP-EGR ratio increases stepwise, the actual LP-EGR ratio (actual LP-EGR ratio in the cylinder) increases with a response delay. On the other hand, when the target throttle valve opening is increased stepwise at the same timing as the target LP-EGR ratio increases stepwise, the actual collector pressure increases with a response delay. Also in this case, each response of the actual LP-EGR ratio and the actual collector pressure can be expressed by a dead time and a response waveform. Again, the response waveform is approximated by a first order lag waveform. In this case, the dead time of the actual LP-EGR ratio is different from the dead time of the actual collector pressure, and the dead time of the actual LP-EGR ratio is larger than the dead time of the actual collector pressure. Due to the difference in the dead time, the actual collector pressure rises earlier than the actual LP-EGR ratio, which causes a problem that the torque becomes temporarily excessive and the drivability deteriorates.
同様に、過給域において目標ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに目標ＬＰ−ＥＧＲ比に応じたＥＧＲガス流量が新気流量に加わってシリンダ７に流入する分だけ新気流量が不足する。この新気流量の不足によって、ドライバ要求トルクが得られなくなる。これに対処するには、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときにＥＧＲガス流量の分だけ目標ウェイストゲートバルブ開度を大きくすることである。これによって、過給域において目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少する前後で同じドライバ要求トルクが得られることとなり、運転性が良好になるはずである。
Similarly, when the target EGR ratio increases stepwise in the supercharging region, the EGR gas flow rate corresponding to the target LP-EGR ratio is added to the fresh air flow rate, and the fresh air flow rate is insufficient by the amount that flows into the
ここで、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、実ＬＰ−ＥＧＲ比（シリンダ内の実際のＬＰ−ＥＧＲ比）が応答遅れをもって増加する。一方、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するのと同じタイミングで目標ウェイストゲートバルブ開度をステップ的に大きくするときに、実過給圧が応答遅れをもって増加する。この場合にも、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の各応答を、無駄時間と応答波形で表現することができる。ここでも、応答波形は一次遅れの波形で近似する。この場合、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の無駄時間が相違し、実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間のほうが実過給圧の無駄時間より大きい。この無駄時間の相違により、実過給圧のほうが実ＬＰ−ＥＧＲ比よりも早期に立ち上がるため、一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうという問題がある。 Here, when the target LP-EGR ratio increases stepwise, the actual LP-EGR ratio (actual LP-EGR ratio in the cylinder) increases with a response delay. On the other hand, when the target wastegate valve opening is increased stepwise at the same timing as the target LP-EGR ratio increases stepwise, the actual boost pressure increases with a response delay. Also in this case, each response of the actual LP-EGR ratio and the actual supercharging pressure can be expressed by a dead time and a response waveform. Again, the response waveform is approximated by a first order lag waveform. In this case, the dead time of the actual LP-EGR ratio is different from the dead time of the actual boost pressure, and the dead time of the actual LP-EGR ratio is larger than the dead time of the actual boost pressure. Due to the difference in the dead time, the actual boost pressure rises earlier than the actual LP-EGR ratio, which causes a problem that the torque becomes temporarily excessive and the drivability deteriorates.
この問題については、図１４，図１５を参照してさらに説明すると、図１４は目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度の第２過渡応答位相合せ（図１４では「第２位相合せ」と略記。）をモデルで示している。図１５は目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標ウェイストゲートバルブ開度の第２過渡応答位相合せ（図１５では「第２位相合せ」と略記。）をモデルで示している。 This problem will be further described with reference to FIGS. 14 and 15. FIG. 14 shows the second transient response phase alignment of the target LP-EGR ratio and the target throttle valve opening (in FIG. 14, “second phase alignment”). Abbreviation.) Is shown as a model. FIG. 15 shows a model of the second transient response phase alignment (abbreviated as “second phase alignment” in FIG. 15) of the target LP-EGR ratio and the target wastegate valve opening.
まず、図１４から先に説明すると、非過給域において図１４（ａ）に実線で示したようにｔ３１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比がゼロからステップ的に増加したとする。これによって、ＬＰ−ＥＧＲ弁開度がゼロ（全閉状態）から所定開度へとステップ的に大きくなり、ＥＧＲガスがＥＧＲ通路１５よりＥＧＲ通路合流部下流の吸気管４ａに導入される。ＥＧＲガスは、さらに吸気コレクタ４ｂ、吸気マニホールド４ｃを経てシリンダ７へと輸送遅れをもって導入される。そこで、シリンダ７内の実際のＬＰ−ＥＧＲ比を、「実ＬＰ−ＥＧＲ比」で定義する。この実ＬＰ−ＥＧＲ比は、図１４（ａ）に一点鎖線で示したように例えば３００ｍｓの無駄時間の後のｔ３４のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標ＬＰ−ＥＧＲ比へと追いつく。非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比が大きな無駄時間を有するのは次の理由からである。すなわち、ＬＰ−ＥＧＲ弁開度がステップ的に大きくなることでＥＧＲガス流量が増えるが、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７の位置よりシリンダ７までの流路距離が長く、ＬＰ−ＥＧＲ弁位置で増えたＥＧＲガス流量がシリンダ７に到達するのが大きく遅れるためである。また、非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比が一次遅れで応答するのは、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７のアクチュエータであるモータ１８の動作に遅れを伴うためである。
First, from FIG. 14, it is assumed that the target LP-EGR ratio increases stepwise from zero at the timing of t31 as shown by the solid line in FIG. 14A in the non-supercharging region. As a result, the LP-EGR valve opening increases stepwise from zero (fully closed state) to a predetermined opening, and EGR gas is introduced from the
この場合に、ＥＧＲガスがシリンダ７に導入される分だけ新気流量が減るため、エンジントルクがドライバ要求トルクよりも低下してしまう。このエンジントルクの低下を解消するには、ＥＧＲガス流量のシリンダ７への導入分だけ目標スロットルバルブ開度を大きくすることである。目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するｔ３１と同じタイミングで図１４（ｃ）に実線で示したように目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯを目標ＬＰ−ＥＧＲ比の増加分に対応する分だけステップ的に増加させるのである。このとき、図１４（ｃ）に一点鎖線で示したように実コレクタ圧は例えば３０ｍｓの無駄時間の後のｔ３２のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯへと追いつく。なお、目標スロットルバルブ開度と実コクレタ圧とでは単位が相違するので、縦軸を同じスケールで記載することは本来できないのであるが、ここでは縦軸のスケールを無視し応答波形だけに着目するものとする。同じｔ３１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯをステップ的に増加させたのでは、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングが相違するのである。このように、実コレクタ圧の立ち上がりが実ＬＰ−ＥＧＲ比より早すぎると、ｔ３２からｔ３４までの期間で実コレクタ圧が高過ぎることとなり、ドライバが望むトルク以上のエンジントルクが出て、運転性が悪化してしまう。
In this case, since the fresh air flow rate is reduced by the amount of EGR gas introduced into the
次に、図１５を説明すると、過給域において図１５（ａ）に実線で示したようにｔ４１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比がゼロからステップ的に増加したとする。これによって、ＬＰ−ＥＧＲ弁開度がゼロ（全閉状態）から所定開度へとステップ的に大きくなり、ＥＧＲガスがＥＧＲ通路１５よりＥＧＲ通路合流部下流の吸気管４ａに導入される。ＥＧＲガスは、さらに吸気コレクタ４ｂ、吸気マニホールド４ｃを経てシリンダ７へと輸送遅れを持って導入される。すると、実ＬＰ−ＥＧＲ比は図１５（ａ）に一点鎖線で示したように例えば３００ｍｓの無駄時間のｔ４４のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標ＬＰ−ＥＧＲ比へと追いつく。過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比が大きな無駄時間を有するのは、非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比が大きな無駄時間を有するのと同じ理由からである。すなわち、ＬＰ−ＥＧＲ弁開度がステップ的に大きくなることでＥＧＲガス流量が増えるが、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７の位置よりシリンダ７までの流路距離が長く、ＬＰ−ＥＧＲ弁位置で増えたＥＧＲガス流量がシリンダ７に到達するのが大きく遅れるためである。また、過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比が一次遅れで応答するのも、非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比が一次遅れで応答するのと同じ理由からである。すなわち、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７のアクチュエータであるモータ１８の動作に遅れを伴うためである。
Next, FIG. 15 will be described. It is assumed that the target LP-EGR ratio increases stepwise from zero at the timing of t41 as shown by the solid line in FIG. 15A in the supercharging region. As a result, the LP-EGR valve opening increases stepwise from zero (fully closed state) to a predetermined opening, and EGR gas is introduced from the
この場合に、ＥＧＲガスがシリンダ７に導入される分だけ新気流量が減るためエンジントルクがドライバ要求トルクよりも低下してしまう。このエンジントルクの低下を解消するには、ＥＧＲガス流量のシリンダ７への導入分だけ目標ウェイストゲートバルブ開度を大きくすることである。目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するｔ４１と同じタイミングで図１５（ｃ）に実線で示したように目標ウェイストゲートバルブ開度を目標ＬＰ−ＥＧＲ比の増加分に対応する分だけステップ的に増加させるのである。このとき、図１５（ｃ）に一点鎖線で示したように実過給圧は例えば５０ｍｓの無駄時間の後のｔ４２のタイミングで立ち上がり、一次の遅れで応答し、目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶへと追いつく。なお、目標ウェイストゲートバルブ開度と実過給圧とでは単位が相違するので、縦軸を同じスケールで記載することは本来できないのであるが、ここでは縦軸のスケールを無視し応答波形だけに着目するものとする。同じｔ４１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶをステップ的に増加させたのでは、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち上がりのタイミングが相違するのである。このように、実過給圧の立ち上がりが実ＬＰ−ＥＧＲ比より早すぎると、ｔ４２からｔ４４までの期間で実過給圧が高過ぎることとなり、ドライバが望むトルク以上のエンジントルクが出て、運転性が悪化してしまう。
In this case, since the fresh air flow rate is reduced by the amount of EGR gas introduced into the
上記の図１４，図１５には目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときの過渡応答を記載したが、この場合に限られるものでなく、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときも対象であり、同様に考えればよい。すなわち、図１６は目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときの目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度の第２過渡応答位相合せをモデルで示している。図１７は目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときの目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標ウェイストゲートバルブ開度の第２過渡応答位相合せをモデルで示している。 14 and 15 described the transient response when the target LP-EGR ratio increases stepwise, but this is not limited to this case, and the target LP-EGR ratio decreases stepwise. Is also a target and should be considered in the same way. That is, FIG. 16 shows a model of the second transient response phase alignment between the target LP-EGR ratio and the target throttle valve opening when the target LP-EGR ratio decreases stepwise. FIG. 17 shows a model of the second transient response phase alignment between the target LP-EGR ratio and the target wastegate valve opening when the target LP-EGR ratio decreases stepwise.
図１６，図１７について詳述はしないが、非過給域において、図１６（ａ）に実線で示したようにｔ５１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的にゼロへと減少したとする。この場合に、図１６（ｃ）に実線で示したように同じｔ５１のタイミングで目標スロットルバルブ開度をステップ的に減少させたのでは、実コレクタ圧の立ち下がりが実ＬＰ−ＥＧＲ比より早すぎる事態が生じる。その早すぎるｔ５２からｔ５４までの期間で実コレクタ圧が低過ぎることとなり、ドライバが望むトルクに満たないエンジントルクしか出ず（トルクが不足し）、運転性が悪化してしまう。同様に、過給域において、図１７（ａ）に実線で示したようにｔ６１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的にゼロへと減少したとする。この場合に、図１７（ｃ）に実線で示したように同じｔ６１のタイミングで目標ウェイストゲートルバルブ開度をステップ的に減少させたのでは、実過給圧の立ち下がりが実ＬＰ−ＥＧＲ比より早すぎる事態が生じる。その早すぎるｔ６２からｔ６４までの期間で実過給圧が低過ぎることとなり、ドライバが望むトルクに満たないエンジントルクしか出ず（トルクが不足し）、運転性が悪化してしまう。 Although FIG. 16 and FIG. 17 are not described in detail, in the non-supercharging region, it is assumed that the target LP-EGR ratio is decreased stepwise to zero at the timing of t51 as shown by the solid line in FIG. . In this case, if the target throttle valve opening is decreased stepwise at the same timing t51 as shown by the solid line in FIG. 16C, the actual collector pressure falls faster than the actual LP-EGR ratio. Too much happens. In the period from t52 to t54 that is too early, the actual collector pressure is too low, and only engine torque less than the torque desired by the driver is generated (torque is insufficient), and drivability deteriorates. Similarly, in the supercharging region, it is assumed that the target LP-EGR ratio is decreased to zero stepwise at the timing of t61 as shown by the solid line in FIG. In this case, if the target wastegate valve opening is decreased stepwise at the same timing t61 as shown by the solid line in FIG. 17 (c), the fall of the actual boost pressure will be the actual LP-EGR ratio. Things happen too early. In the period from t62 to t64 that is too early, the actual supercharging pressure is too low, and only engine torque that is less than the torque desired by the driver is generated (torque is insufficient), and drivability deteriorates.
まとめると、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときには、次の３つの場合がある。 In summary, when the target LP-EGR ratio changes stepwise, there are the following three cases.
（１）非ＬＰ−ＥＧＲ領域からＬＰ−ＥＧＲ領域へと移行するとき、
（２）ＬＰ−ＥＧＲ領域から非ＬＰ−ＥＧＲ領域へと移行するとき、
（３）ＬＰ−ＥＧＲ領域内で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するとき
上記（１）の場合には目標ＬＰ−ＥＧＲ比がゼロから０．２または０．１へとステップ的に増加する。上記（２）の場合には目標ＬＰ−ＥＧＲ比が０．２または０．１からゼロへとステップ的に減少する。上記（３）の場合には目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に０．１から０．２へと増加するときと、ステップ的に０．２から０．１へと減少するときが考えられる。なお、実施形態では、図３で前述したように目標ＬＰ−ＥＧＲ比が０．２と０．１の２段階に設定されている場合であるが、目標ＬＰ−ＥＧＲ比が０．２と０．１の２つである場合に限られるものでない。また、２段階の場合に限定されるものでない。さらに、本実施形態では、ＥＧＲ比［無名数］の場合で説明しているが、この場合に限定されるものでない。ＥＧＲ比に１００を乗算するとＥＧＲ率［％］になるが、この場合であってよい。
(1) When transitioning from a non-LP-EGR region to an LP-EGR region,
(2) When shifting from the LP-EGR region to the non-LP-EGR region,
(3) When the target LP-EGR ratio changes stepwise within the LP-EGR region In the case of (1) above, the target LP-EGR ratio increases stepwise from zero to 0.2 or 0.1. To do. In the case of (2) above, the target LP-EGR ratio decreases stepwise from 0.2 or 0.1 to zero. In the case of the above (3), it is conceivable that the target LP-EGR ratio increases from 0.1 to 0.2 stepwise and decreases from 0.2 to 0.1 stepwise. In the embodiment, as described above with reference to FIG. 3, the target LP-EGR ratio is set in two stages of 0.2 and 0.1, but the target LP-EGR ratio is 0.2 and 0. It is not limited to the case of two of .1. Moreover, it is not limited to the case of two steps. Furthermore, in the present embodiment, the case of EGR ratio [nameless number] is described, but the present invention is not limited to this case. Multiplying the EGR ratio by 100 gives the EGR rate [%], but this may be the case.
そこで本発明の第１実施形態では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときの実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間及び応答波形を推定する。同様に、目標スロットルバルブ開度がステップ的に変化するときの実コレクタ圧の無駄時間及び応答波形、目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に変化するときの実過給圧の無駄時間及び応答波形をそれぞれ推定する。そして、非過給域では実ＬＰ−ＥＧＲ比の変化開始タイミングと実コレクタ圧の変化開始タイミングが同じとなるように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度の過渡応答位相合せを行う。一方、過給域では実ＬＰ−ＥＧＲ比の変化開始タイミングと実過給圧の変化開始タイミングが同じとなるように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標ウェイストゲートバルブ開度の過渡応答位相合せを行う。以下、目標ＬＰ−ＥＧＲ比との過渡応答位相合せを「第２過渡応答位相合せ」ともいう。ここで、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、実ＬＰ−ＥＧＲ比、実コレクタ圧、実過給圧の各「変化開始タイミング」とは、実ＬＰ−ＥＧＲ比、実コレクタ圧、実過給圧の立ち上がりの各タイミングのことである。また、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときに、実ＬＰ−ＥＧＲ比、実コレクタ圧、実過給圧の各「変化開始タイミング」とは、実ＬＰ−ＥＧＲ比、実コレクタ圧、実過給圧の立ち下がりの各タイミングのことである。 Therefore, in the first embodiment of the present invention, the dead time and response waveform of the actual LP-EGR ratio when the target LP-EGR ratio changes stepwise are estimated. Similarly, dead time and response waveform of actual collector pressure when target throttle valve opening changes stepwise, dead time and response waveform of actual boost pressure when target wastegate valve opening changes stepwise Are estimated respectively. Then, in the non-supercharging region, the transient response phase matching between the target LP-EGR ratio and the target throttle valve opening is performed so that the change start timing of the actual LP-EGR ratio and the change start timing of the actual collector pressure are the same. On the other hand, in the supercharging region, the transient response phase alignment of the target LP-EGR ratio and the target wastegate valve opening is performed so that the change start timing of the actual LP-EGR ratio and the change start timing of the actual supercharging pressure are the same. . Hereinafter, the transient response phase alignment with the target LP-EGR ratio is also referred to as “second transient response phase alignment”. Here, when the target LP-EGR ratio increases stepwise, the “change start timing” of the actual LP-EGR ratio, the actual collector pressure, and the actual supercharging pressure is the actual LP-EGR ratio, the actual collector pressure. It is each timing of the rise of the actual supercharging pressure. Further, when the target LP-EGR ratio decreases stepwise, the “change start timing” of the actual LP-EGR ratio, the actual collector pressure, and the actual supercharging pressure is the actual LP-EGR ratio, the actual collector pressure, Each timing of the actual boost pressure falling.
目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときの過渡応答について、再び図１４，図１５を参照して説明する。まず、図１４から先に説明すると、非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち上がりの各タイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＬＰ−ＥＧＲ比を基準として実コレクタ圧の過渡応答位相を遅らせるしかない。そこで、図１４（ｄ）に実線で示したように目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯの過渡応答位相を無駄時間の差の２７０ｍｓ（＝３００ｍｓ−３０ｍｓ）だけ遅らせる。この第２過渡応答位相合せを行うことにより、図１４（ｄ）に一点鎖線で示したように実コレクタ圧がｔ３４のタイミングで立ち上がることになるので、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングが一致する。これによって、ｔ３２からｔ３４までの期間で実コレクタ圧が高過ぎることにより一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうことを回避できる。 The transient response when the target LP-EGR ratio increases stepwise will be described with reference to FIGS. 14 and 15 again. First, from FIG. 14, it is considered that the actual LP-EGR ratio and the actual collector pressure rise timing coincide in the non-supercharging region. Then, the transient response phase of the actual collector pressure must be delayed with reference to the actual LP-EGR ratio with a slow transient response. Therefore, as shown by a solid line in FIG. 14D, the transient response phase of the target throttle valve opening tTVO is delayed by 270 ms (= 300 ms-30 ms), which is the difference in dead time. By performing this second transient response phase alignment, the actual collector pressure rises at the timing t34 as shown by the one-dot chain line in FIG. 14 (d), so that the actual LP-EGR ratio and the rise of the actual collector pressure are increased. The timings match. Thus, it can be avoided that the actual collector pressure is excessively high during the period from t32 to t34, resulting in temporarily excessive torque and deterioration in drivability.
次に、図１５を説明すると、過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち上がりの各タイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＬＰ−ＥＧＲ比を基準として実過給圧の過渡応答位相を遅らせるしかない。そこで、図１５（ｄ）に実線で示したように目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶの過渡応答位相を無駄時間の差の２５０ｍｓ（＝３００ｍｓ−５０ｍｓ）だけ遅らせる。この第２過渡応答位相合せを行うことにより、図１５（ｄ）に一点鎖線で示したように実過給圧がｔ４４のタイミングで立ち上がることになるので、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち上がりのタイミングが一致する。これによって、ｔ４２からｔ４４までの期間で実過給圧が高過ぎることにより一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうことを回避できる。 Next, FIG. 15 will be described. It is assumed that the actual LP-EGR ratio and the actual boost pressure rise timing coincide in the supercharging region. Then, the transient response phase of the actual boost pressure must be delayed with reference to the actual LP-EGR ratio with a slow transient response. Therefore, as shown by a solid line in FIG. 15D, the transient response phase of the target waste gate valve opening tWGV is delayed by 250 ms (= 300 ms−50 ms), which is a difference in dead time. By performing this second transient response phase alignment, the actual boost pressure rises at the timing t44 as shown by the one-dot chain line in FIG. 15 (d), so that the actual LP-EGR ratio and the actual boost pressure are increased. The rise timings of the same. As a result, it is possible to avoid that the torque becomes temporarily excessive due to the actual supercharging pressure being too high in the period from t42 to t44, and the drivability is deteriorated.
同様に、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときの過渡応答について、再び図１６，図１７を参照して説明する。まず図１６から説明する。非過給域において、図１６（ｄ）に実線で示したように実ＬＰ−ＥＧＲ比の立ち下がりのタイミングと実コレクタ圧の立ち下がりのタイミングが同じとなるように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度の第２過渡応答位相合せを行う。図１６（ｄ）に一点鎖線で示したように実コレクタ圧がｔ５４のタイミングで立ち下がることになるので、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち下がりのタイミングが一致する。これによって、非過給域でドライバが望むトルクに満たないエンジントルクしか出ず、運転性が悪化してしまうことを回避できる。 Similarly, the transient response when the target LP-EGR ratio decreases stepwise will be described with reference to FIGS. 16 and 17 again. First, FIG. 16 will be described. In the non-supercharging region, as shown by the solid line in FIG. 16D, the target LP-EGR ratio is set so that the falling timing of the actual LP-EGR ratio is the same as the falling timing of the actual collector pressure. The second transient response phase adjustment of the target throttle valve opening is performed. Since the actual collector pressure falls at the timing t54 as shown by the one-dot chain line in FIG. 16D, the actual LP-EGR ratio and the falling timing of the actual collector pressure coincide. As a result, it is possible to avoid that only the engine torque that is less than the torque desired by the driver in the non-supercharging region is generated, and the drivability is deteriorated.
次に、図１７を説明する。過給域において、図１７（ｄ）に実線で示したように実ＬＰ−ＥＧＲ比の立ち下がりのタイミングと実過給圧の立ち下がりのタイミングが同じとなるように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標ウェイストゲートバルブ開度の第２過渡応答位相合せを行う。図１７（ｄ）に一点鎖線で示したように実過給圧がｔ６４のタイミングで立ち下がることになるので、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち下がりのタイミングが一致する。これによって、過給域でドライバが望むトルクに満たないエンジントルクしか出ず、運転性が悪化してしまうことを回避できる。 Next, FIG. 17 will be described. In the supercharging region, as shown by the solid line in FIG. 17D, the target LP-EGR ratio is set so that the falling timing of the actual LP-EGR ratio is the same as the falling timing of the actual supercharging pressure. The second transient response phase adjustment of the target wastegate valve opening is performed. As indicated by the alternate long and short dash line in FIG. 17D, the actual boost pressure falls at the timing of t64, so that the actual LP-EGR ratio matches the fall timing of the actual boost pressure. As a result, it is possible to avoid an engine torque that is less than the torque desired by the driver in the supercharging region and a deterioration in drivability.
さらに、第１実施形態では、実ＬＰ−ＥＧＲ比の輸送遅れの推定精度を確保するため目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対して変化制限を実行し、傾きをもって目標ＬＰ−ＥＧＲ比を変化させる。例えば、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに図１４（ｂ），図１５（ｂ）に破線で示したようにする。すなわち、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、右上がりの傾きを有する変化へと制限する。同様に、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときに図１６（ｂ），図１７（ｂ）に破線で示したようにする。すなわち、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときに、右下がりの傾きを有する変化へと制限する。このようにステップ的に変化する目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対して変化制限を実行することによって、変化制限後の目標ＬＰ−ＥＧＲ比がゆっくりと変化するので、実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間及び応答波形を推定する際の推定精度を確保できる。 Furthermore, in the first embodiment, in order to ensure the estimation accuracy of the transport delay of the actual LP-EGR ratio, change restriction is executed on the target LP-EGR ratio, and the target LP-EGR ratio is changed with a slope. For example, when the target LP-EGR ratio increases stepwise, the target LP-EGR ratio is set as indicated by broken lines in FIGS. 14 (b) and 15 (b). In other words, when the target LP-EGR ratio increases in a stepwise manner, the change is limited to a change having an upward slope. Similarly, when the target LP-EGR ratio decreases in a stepwise manner, it is as shown by broken lines in FIGS. 16 (b) and 17 (b). That is, when the target LP-EGR ratio decreases in a stepwise manner, the change is limited to a change having a downward slope. By executing the change restriction on the target LP-EGR ratio that changes stepwise in this way, the target LP-EGR ratio after the change restriction slowly changes, so the dead time and response of the actual LP-EGR ratio It is possible to secure the estimation accuracy when estimating the waveform.
ただし、実ＬＰ−ＥＧＲ比の輸送遅れの推定精度よりも過渡応答の素早さが重視される特定の運転条件では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対して変化制限を実行しない。ここで、特定の運転条件とは、後述するように、燃料カットリカバー時（燃料カットからのリカバー時）、ＬＰ−ＥＧＲ装置の故障時、リサーキュレーションバルブ３２が開状態にあるときである。
However, no change restriction is performed on the target LP-EGR ratio under specific operating conditions where the quickness of the transient response is more important than the estimation accuracy of the transport delay of the actual LP-EGR ratio. Here, as will be described later, the specific operation condition is when the fuel cut is recovered (when recovering from the fuel cut), when the LP-EGR device is out of order, or when the
エンジンコントローラ４１で実行されるこの追加制御を説明すると、図４Ａ，図４Ｃに示したように本実施形態では、前述した前提部分に対して追加部９１，１０１を新たに設けている。
This additional control executed by the
一方の追加部９１は、図４Ａに示したように、変化制限部９２、変化制限許可部９３、スイッチ部９４、目標ＬＰ−ＥＧＲ比輸送遅れ推定部９５で構成される。
As shown in FIG. 4A, one
まず、変化制限部９２では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに、その変化に制限を加える。すなわち、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、図１４（ｂ），図１５（ｂ）の破線で前述したように、傾斜をもって目標ＬＰ−ＥＧＲ比を増加させる。同様に、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、図１６（ｂ），図１７（ｂ）の破線で前述したように、傾斜をもって目標ＬＰ−ＥＧＲ比を減少させる。このように、変化の制限された目標ＬＰ−ＥＧＲ比を、以下「変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比」という。
First, when the target LP-EGR ratio changes stepwise, the
変化制限許可部９３では目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可するか否かを判定する。これについては、図１８のフローチャートにより説明する。図１８のフローは、変化制限許可フラグを設定するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）にエンジンコントローラ４１が実行する。図１８のフローにおいてステップ１〜３では次の特定の運転条件が成立するか否かをみる。次のいずれかの特定の運転条件が成立するときには目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止するためステップ５に進んで、変化制限許可フラグ＝０とする。一方、次のいずれの特定の運転条件も成立しないときには目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可するためステップ４に進んで、変化制限許可フラグ＝１とする。この変化制限許可フラグの値はエンジンコントローラ４１に記憶させておく。
The change
〔１〕燃料カットリカバー時であること。 [1] During fuel cut recovery.
〔２〕リサーキュレーションバルブ３２が開状態にあること。
[2] The
〔３〕ＬＰ−ＥＧＲ装置１４に故障があること。
[3] The LP-
上記〔１〕の特定の運転条件が成立するとき、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止する理由はノッキングの発生を回避したり、理論空燃比で運転している場合に空燃比が理論空燃比よりリーン側に傾くことを回避したりするためである。すなわち、図１９上段に示したように、ｔ８１のタイミングからｔ８２のタイミングまで燃料カットが行われ、ｔ８２のタイミングで燃料供給及び火花点火が再開（つまり燃料カットリカバー）されたとする。燃料カット中にもＬＰ−ＥＧＲ弁１７を開いていると、エンジンから出る新気がＥＧＲ通路１５から吸気管４ａへと導入される。このエアフローメータ４２の下流に導入される新気（２次空気）はエアフローメータ４２によっては検出されない。エアフローメータ４２によって検出されない新気は遅れてシリンダ７に供給される。このため、燃料カットリカバー時より、混合気の空燃比が理論空燃比となるように燃料供給を開始しても、遅れてシリンダ７に到達する上記新気の分だけ、空燃比がリーン側に傾いてしまう。そこで、エンジンコントローラ４１では、ｔ８１の燃料カットのタイミングでＬＰ−ＥＧＲ弁１７を全閉状態へと切換えるため、目標ＬＰ−ＥＧＲ比をステップ的にゼロに戻している。
The reason why the change restriction on the target LP-EGR ratio is prohibited when the specific operation condition [1] is satisfied is that the occurrence of knocking is avoided or the air-fuel ratio is the theoretical air-fuel ratio when operating at the stoichiometric air-fuel ratio. This is to avoid leaning to the lean side from the fuel ratio. That is, as shown in the upper part of FIG. 19, it is assumed that fuel cut is performed from timing t81 to timing t82, and fuel supply and spark ignition are restarted (that is, fuel cut recovery) at timing t82. If the LP-
このように、燃料カット時に目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的にゼロに戻されるとき（目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するとき）にも、本実施形態を適用し、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可したとする。このとき、図１９第２段目に破線で示したように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がｔ８１のタイミングより漸減してｔ８３のタイミングでゼロに落ち着く。これによって、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度が図１９第３段目に破線で示したように、ｔ８１より徐々に小さくなってｔ８３でゼロとなる（ＬＰ−ＥＧＲ弁１７が全閉となる）。
As described above, the present embodiment is applied to the target LP-EGR ratio when the target LP-EGR ratio is returned to zero stepwise when the fuel is cut (when the target LP-EGR ratio decreases stepwise). Suppose that the change restriction for is permitted. At this time, as indicated by a broken line in the second stage of FIG. 19, the target LP-EGR ratio gradually decreases from the timing of t81 and settles to zero at the timing of t83. As a result, the target LP-EGR valve opening becomes gradually smaller than t81 and becomes zero at t83 as indicated by the broken line in the third stage of FIG. 19 (LP-
この場合に、燃料カットの直後でＬＰ−ＥＧＲ弁開度がゼロに到達する前の、例えばｔ８２のタイミングで燃料供給及び火花点火が再開されることがある。このときには、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７が開かれているために、シリンダ７を経て排気管１１ｂに流れ出た新気がＥＧＲ通路１５から吸気管４ａに流れ込むことになり、シリンダ７に供給される新気流量が増大する。このＥＧＲ通路１５から吸気管４ａに追加される新気流量はエアフローメータ１８により検出されない。燃料供給を再開するｔ８２のタイミングよりＥＧＲ通路１５からの追加の新気流量の分だけシリンダ７に供給される新気流量が増大すると、シリンダ内での混合気の燃焼状態がよくなり、ノッキングが発生し易くなる。また、燃料供給の再開時に混合気の空燃比が理論空燃比となるように燃料噴射量を制御している場合に、エアフローメータ４２により検出されていないＥＧＲ通路１５からの追加の新気流量で混合気の空燃比が理論空燃比よりリーン側に傾く。これによってシリンダ７から排出されるＮＯｘの排出量が増大する。
In this case, fuel supply and spark ignition may be restarted, for example, at timing t82 immediately after the fuel cut and before the LP-EGR valve opening reaches zero. At this time, since the LP-
これらノッキングの発生及びＮＯｘ排出量の増大を抑制するため、本実施形態では、燃料カットリカバー時を特定の運転条件であるとして、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止する。燃料カットを開始するｔ８１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止し、図１９第２段目に実線で示したように目標ＬＰ−ＥＧＲ比をステップ的にゼロへと切換えるのである。これによって、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度が図１９第３段目に実線で示したようにｔ８１でステップ的にゼロに切換わり、エアフローメータ４２により検出されていない追加の新気流量がｔ８１以降も吸気管４ａに導入されることが回避される。燃料カットリカバーの開始タイミングより理論空燃比の混合気が得られることとなる。なお、実ＬＰ−ＥＧＲ弁開度（実際のＬＰ−ＥＧＲ弁開度）は、図１９第３段目に一点鎖線で示したように、ステップ的に減少する実線の目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度に対して一次遅れで応答する。このため、実ＬＰ−ＥＧＲ弁開度が完全にゼロになる前のｔ８２のタイミングで燃料カットリカバーが行われると、シリンダ７を経て排気管１１ｂに流れ出た新気がＥＧＲ通路１５から吸気管４ａに流れ込む。しかしながら、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度を図１９第３段目に破線で示したように漸減させる場合に比べれば、一点鎖線で応答する実ＬＰ−ＥＧＲ弁開度のほうが、エアフローメータ４２により検出されない追加の新気流量は小さなもので済むのである。
In order to suppress the occurrence of knocking and the increase in the NOx emission amount, in the present embodiment, it is prohibited to restrict the change to the target LP-EGR ratio, assuming that the fuel cut recovery time is a specific operating condition. The change restriction on the target LP-EGR ratio is prohibited at the timing of t81 when the fuel cut is started, and the target LP-EGR ratio is switched to zero stepwise as shown by the solid line in the second stage of FIG. As a result, the target LP-EGR valve opening degree is stepwise switched to zero at t81 as shown by the solid line in the third stage of FIG. 19, and the additional fresh air flow rate not detected by the
上記〔２〕の特定の運転条件が成立するとき、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止する理由は実際のＬＰ−ＥＧＲ比の過大による燃焼状態の悪化を抑制するためである。すなわち、図２０第３段目に示したように、エンジン１を搭載している車両が減速を開始したｔ９１のタイミングでリサーキュレーションバルブ３２が開かれたとする。このとき、エンジンコントローラ４１では、ｔ９１の減速開始タイミングでＬＰ−ＥＧＲ弁１７を全閉状態へと切換えるため、図２０第１段目に実線で示したように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比をステップ的にゼロに戻している。
The reason why the change restriction on the target LP-EGR ratio is prohibited when the specific operation condition [2] is satisfied is to suppress the deterioration of the combustion state due to the actual excessive LP-EGR ratio. That is, as shown in the third stage of FIG. 20, it is assumed that the
このように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的にゼロに戻されるとき（目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するとき）にも本実施形態を適用し、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可したとする。このとき、図２０第１段目に破線で示したように、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がｔ９１のタイミングより漸減してｔ９２のタイミングでゼロに落ち着く。これによって、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度が図２０第２段目に破線で示したように、ｔ９１より徐々に小さくなってｔ９２でゼロとなる（ＬＰ−ＥＧＲ弁１７が全閉となる）。
As described above, the present embodiment is applied also when the target LP-EGR ratio is returned to zero in a stepwise manner (when the target LP-EGR ratio decreases in a stepwise manner), and a change restriction on the target LP-EGR ratio is limited. Suppose you allow it. At this time, the target LP-EGR ratio gradually decreases from the timing of t91 and settles to zero at the timing of t92, as indicated by a broken line in the first stage of FIG. As a result, the target LP-EGR valve opening becomes gradually smaller than t91 and becomes zero at t92 as indicated by a broken line in the second stage of FIG. 20 (the LP-
このときには、燃料カットが行われず燃料供給及び火花点火の実行が継続される車両減速時であるため、ｔ９１からも開いているＬＰ−ＥＧＲ弁１７を通過してＥＧＲガスが吸気管４ａに流れ込む。例えば０．１の目標ＬＰ−ＥＧＲ比のＥＧＲガスが吸気管４ａに導入されているとする。この場合に、リサーキュレーションバルブ３２が開かれていると、タービン２３の手前でタービン２３に流入することなくバイパス通路３１に入ったＥＧＲガスが吸気管４ａに戻される。ＥＧＲ通路１５を介して０．１の目標ＬＰ−ＥＧＲ比のＥＧＲガスが次々と吸気管４ａには流入してくる。０．１の目標ＬＰ−ＥＧＲ比のＥＧＲガスが流れる吸気管４ａに戻されたＥＧＲガスは０．１の目標ＬＰ−ＥＧＲ比のＥＧＲガスと合わさって再び吸気管４ａを下流に流れ、タービン２３の手前でタービン２３に流入することなくバイパス通路３１に入る。タービン２３の手前でタービン２３に流入することなくバイパス通路３１に入ったＥＧＲガスは吸気管４ａに戻される。このようにして、バイパス通路３１の合流部からバイパス通路３１の分岐部までの吸気管４ａと、バイパス通路３１とを循環路として、ＥＧＲガスが循環する。このＥＧＲガスの循環によって、ＥＧＲガスの実際のＬＰ−ＥＧＲ比が目標ＬＰ−ＥＧＲ比の０．１より大きくなっていく。目標ＬＰ−ＥＧＲ比より大きくなった実際のＬＰ−ＥＧＲ比のＥＧＲガスがシリンダ７に流入したのでは、シリンダ内での混合気の燃焼状態が悪化する。
At this time, since the fuel is not cut and the vehicle is decelerated where the fuel supply and the spark ignition are continued, the EGR gas flows into the
この実際のＬＰ−ＥＧＲ比の過大による燃焼状態の悪化を抑制するため、本実施形態では、リサーキュレーションバルブ３２が開状態にあるときを特定の運転条件であるとして、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止する。リサーキュレーションバルブ３２が開状態に切換わるｔ９１のタイミングで目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止し、図２０第１段目に実線で示したように目標ＬＰ−ＥＧＲ比をステップ的にゼロへと切換えるのである。これによって、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度が図２０第２段目に実線で示したようにｔ９１でステップ的にゼロに切換わり、ＥＧＲガスがｔ９１以降も吸気管４ａに導入されることが回避される。ｔ９１よりＥＧＲガスが吸気管４ａに導入されないのであるから、バイパス通路３１の合流部からバイパス通路３１の分岐部までの吸気管４ａと、バイパス通路３１とを循環路として、ＥＧＲガスが循環し実際のＬＰ−ＥＧＲ比が過大となることを回避できることとなる。なお、実ＬＰ−ＥＧＲ弁開度（実際のＬＰ−ＥＧＲ弁開度）は、図２０第２段目に一点鎖線で示したように、ステップ的に減少する実線の目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度に対して一次遅れで応答する。このため、実ＬＰ−ＥＧＲ弁開度が完全にゼロになる前には、バイパス通路３１の合流部からバイパス通路３１の分岐部までの吸気管４ａと、バイパス通路３１とを循環路として、ＥＧＲガスが循環し実際のＬＰ−ＥＧＲ比が大きくなってゆく。しかしながら、目標ＬＰ−ＥＧＲ弁開度を図２０第２段目に破線で示したように漸減させる場合に比べれば、一点鎖線で応答する実ＬＰ−ＥＧＲ弁開度のほうが、ＥＧＲガスが循環して実際のＬＰ−ＥＧＲ比が大きくなってゆく期間は小さなもので済むのである。
In this embodiment, in order to suppress the deterioration of the combustion state due to the actual excessive LP-EGR ratio, in the present embodiment, when the
上記〔３〕の特定の運転条件が成立するとき、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止する理由はフェールセーフのためである。すなわち、図示しないが、エンジンコントローラ４１では、ＬＰ−ＥＧＲ装置１４の故障診断を行っている。ここで、故障診断では、経時劣化などによってＬＰ−ＥＧＲ弁１７が新品であるときよりＬＰ−ＥＧＲ弁１７の応答が遅くなっている場合や、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７が全閉位置や全開位置に固着している場合にＬＰ−ＥＧＲ装置１４に故障があると診断される。この診断結果はエンジンコントローラ４１が記憶している。このように、ＬＰ−ＥＧＲ装置１４に故障があると診断されているときには目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可しても意味がないので、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を禁止する。これで図１８のフローの説明を終了する。
The reason why the change restriction on the target LP-EGR ratio is prohibited when the specific operation condition [3] is satisfied is for fail-safe. That is, although not shown, the
図４Ａに戻り、変化制限許可部９３では、エンジンコントローラ４１に記憶させている変化制限許可フラグをみる。変化制限許可フラグ＝０である（つまり目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可しない）ときには、スイッチ部９４をＡ側に切換え、目標ＬＰ−ＥＧＲ比算出部５４で算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比をそのまま出力する。一方、変化制限許可フラグ＝１である（つまり目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可する）ときには、スイッチ部９４をＢ側に切換え、変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比を出力する。
Returning to FIG. 4A, the change
目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときの過渡応答も、無駄時間と応答波形で表現することができる。ここでは、応答波形を一次遅れの波形で近似する。この場合、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに応答するのは実ＬＰ−ＥＧＲ比であるとする。 A transient response when the target LP-EGR ratio changes stepwise can also be expressed by a dead time and a response waveform. Here, the response waveform is approximated by a first-order lag waveform. In this case, it is assumed that the actual LP-EGR ratio responds when the target LP-EGR ratio changes stepwise.
目標ＬＰ−ＥＧＲ比輸送遅れ推定部９５（第１無駄時間・応答波形推定手段）では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときの実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間及び応答波形を算出する。具体的に述べると、実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間は、エンジンの負荷とエンジン回転速度Ｎｅから図２１を内容とするマップを検索することにより算出する。図２１に示したように、実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間はエンジン回転速度Ｎｅが一定の条件でエンジンの負荷が大きくなるほど大きくなり、エンジンの負荷が一定の条件でＮｅが低くなるほど大きくなる値である。 The target LP-EGR ratio transport delay estimation unit 95 (first dead time / response waveform estimation means) calculates the dead time and response waveform of the actual LP-EGR ratio when the target LP-EGR ratio changes stepwise. . More specifically, the dead time of the actual LP-EGR ratio is calculated by searching a map having the contents shown in FIG. 21 from the engine load and the engine speed Ne. As shown in FIG. 21, the dead time of the actual LP-EGR ratio increases as the engine load increases under a condition where the engine rotational speed Ne is constant, and increases as the Ne decreases as the engine load remains constant. It is.
目標ＬＰ−ＥＧＲ比輸送遅れ推定部９５で算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比の応答波形については、図２２，２３を参照して説明する。目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときには、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときと、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときがある。図２２は目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときの実ＬＰ−ＥＧＲ比の応答波形を示す、図２３は目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときの実ＬＰ−ＥＧＲ比の応答波形を示す各タイミングチャートである。
The response waveform of the target LP-EGR ratio calculated by the target LP-EGR ratio transport
図２２（ａ）に示したように目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、一次遅れで応答する波形が実ＬＰ−ＥＧＲ比として算出される。このときのエンジン回転速度Ｎｅを所定値Ｎｅ１、エンジンの負荷を所定値ｔＬｏａｄ１とする。図２２（ｃ）に示したようにエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１でエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１より高いときには、エンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１のときよりも、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に早く追いつく応答波形が実ＬＰ−ＥＧＲ比となる。一方、図２２（ｂ）のようにエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ１でエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１より大きいときには、エンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ１のときよりも、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に追いつくのが遅れる応答波形が実ＬＰ−ＥＧＲ比となる。 When the target LP-EGR ratio increases stepwise as shown in FIG. 22A, a waveform that responds with a first-order lag is calculated as the actual LP-EGR ratio. The engine speed Ne at this time is set to a predetermined value Ne1, and the engine load is set to a predetermined value tLoad1. As shown in FIG. 22 (c), when the engine load is the predetermined value tLoad1 and the engine speed Ne is higher than the predetermined value Ne1, the target LP-EGR ratio is faster than when the engine speed Ne is the predetermined value Ne1. The catching up response waveform is the actual LP-EGR ratio. On the other hand, as shown in FIG. 22B, when the engine rotational speed Ne is the predetermined value Ne1 and the engine load is larger than the predetermined value tLoad1, the target LP-EGR ratio catches up more than when the engine load is the predetermined value tLoad1. The response waveform with the delay is the actual LP-EGR ratio.
同様に、図２３（ａ）に示したように目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときに、一次遅れで応答する波形が実ＬＰ−ＥＧＲ比として算出される。このときのエンジン回転速度Ｎｅを所定値Ｎｅ２、エンジンの負荷を所定値ｔＬｏａｄ２とする。図２３（ｃ）に示したようにエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ２でエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ２より高いときには、エンジン回転速度Ｎｅを所定値Ｎｅ２のときよりも、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に早く追いつく応答波形が実ＬＰ−ＥＧＲ比となる。一方、図２３（ｂ）のようにエンジン回転速度Ｎｅが所定値Ｎｅ２でエンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ２より大きいときには、エンジンの負荷が所定値ｔＬｏａｄ２のときよりも、目標ＬＰ−ＥＧＲ比に追いつくのが遅れる応答波形が実ＬＰ−ＥＧＲ比となる。 Similarly, when the target LP-EGR ratio decreases stepwise as shown in FIG. 23A, a waveform that responds with a first-order lag is calculated as the actual LP-EGR ratio. The engine speed Ne at this time is set to a predetermined value Ne2, and the engine load is set to a predetermined value tLoad2. As shown in FIG. 23C, when the engine load is a predetermined value tLoad2 and the engine rotational speed Ne is higher than the predetermined value Ne2, the engine rotational speed Ne is faster than the target LP-EGR ratio than when the engine rotational speed Ne is the predetermined value Ne2. The catching up response waveform is the actual LP-EGR ratio. On the other hand, as shown in FIG. 23 (b), when the engine speed Ne is the predetermined value Ne2 and the engine load is larger than the predetermined value tLoad2, the target LP-EGR ratio catches up more than when the engine load is the predetermined value tLoad2. The response waveform with the delay is the actual LP-EGR ratio.
スイッチ部９４からの出力はＥＧＲガス流量算出部５７に入力される。ＥＧＲガス流量算出部５７では、変化制限許可フラグ＝０である（つまり目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可しない）ときには目標ＬＰ−ＥＧＲ比算出部５４で算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比をそのまま使って上記の（２）式によりＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒを算出する。
The output from the
一方、変化制限許可フラグ＝１である（つまり目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対する変化制限を許可する）ときには変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比を使って、つまり、次式によりシリンダ７に流入するＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｃｙｌを算出する。
On the other hand, when the change restriction permission flag is 1 (that is, the change restriction with respect to the target LP-EGR ratio is permitted), the flow rate of EGR gas flowing into the
Ｖｅｇｒｃｙｌ＝Ｋ×変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比×Ｑａｆｍ…（３）
ただし、Ｑａｆｍ：エアフローメータ流量（排気量相当）、
Ｋ：換算係数（定数）、
（３）式は、変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比とエアフローメータ流量Ｑａｆｍに比例させてＥＧＲガス量Ｖｅｇｒｃｙｌを求めるものである。
Vegrcyl = K × target LP-EGR ratio after change limitation × Qafm (3)
Where Qafm: air flow meter flow rate (equivalent to displacement),
K: Conversion factor (constant),
Equation (3) is for obtaining the EGR gas amount Vegrcyl in proportion to the target LP-EGR ratio after change restriction and the air flow meter flow rate Qafm.
これを図２４，図２５を参照して説明すると、図２４（ｃ）、（ｄ）は変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比が漸増するときのＥＧＲガス流量の応答を、図２５（ｃ）、（ｄ）は変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比が漸減するときのＥＧＲガス流量の応答を示している。なお、図２４では比較のため、図２４（ａ）、（ｂ）に目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときのＥＧＲガス流量の応答を示している。図２５では比較のため、図２５（ａ）、（ｂ）に目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときのＥＧＲガス流量の応答を示している。 This will be described with reference to FIGS. 24 and 25. FIGS. 24C and 24D show the response of the EGR gas flow rate when the target LP-EGR ratio after the change restriction gradually increases, and FIGS. (D) shows the response of the EGR gas flow rate when the target LP-EGR ratio after the change restriction is gradually decreased. For comparison, FIG. 24 shows the response of the EGR gas flow rate when the target LP-EGR ratio increases in a stepwise manner in FIGS. 24 (a) and 24 (b). For comparison, FIGS. 25A and 25B show the response of the EGR gas flow rate when the target LP-EGR ratio decreases stepwise.
変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比が漸増するときのＥＧＲガス流量の応答から説明する。図２４（ｃ）に示したようにｔ１０１のタイミングで変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比が立ち上がり、傾きをもって増加するとする。この変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対応するＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｌｍｔは、図２４（ｄ）に実線で示したように同じｔ１０１で立ち上がり、傾きをもって増加する。このとき、ＶｅｇｒｌｍｔはＬＰ−ＥＧＲ弁１７を通過するＥＧＲガス流量を表す。
A description will be given from the response of the EGR gas flow rate when the target LP-EGR ratio after the change restriction gradually increases. As shown in FIG. 24 (c), it is assumed that the target LP-EGR ratio after the change rises at the timing of t101 and increases with an inclination. The EGR gas flow rate Vegrmt corresponding to the target LP-EGR ratio after the change restriction rises at the same t101 as shown by a solid line in FIG. At this time, Vegrmt represents the EGR gas flow rate passing through the LP-
ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｌｍｔ（変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比）に対して応答遅れもって変化する実ＬＰ−ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｃｙｌは、図２４（ｄ）に一点鎖線で示したように無駄時間が経過するｔ１０２のタイミングで立ち上がり、一次遅れで応答し、Ｖｅｇｒｌｍｔへと追いつく。このとき、Ｖｅｇｒｃｙｌはシリンダ７に流入するＥＧＲガス流量を表す。
The actual LP-EGR gas flow rate Vegrcyl that changes with a response delay with respect to the EGR gas flow rate Vegrlmt (target LP-EGR ratio after change restriction) is the time t102 when the dead time elapses as shown by the one-dot chain line in FIG. It rises at the timing of, responds with a first-order delay, and catches up to Vegrlmt. At this time, Vegrcyl represents the flow rate of the EGR gas flowing into the
一方、ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒ（目標ＬＰ−ＥＧＲ比）に対して応答遅れをもって変化する実ＬＰ−ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｃｙｌは、図２４（ｂ）に一点鎖線で示したように無駄時間が経過するｔ１０２のタイミングで立ち上がり、一次遅れで応答し、Ｖｅｇｒへと追いつく。図２４（ｂ）の一点鎖線の応答波形と図２４（ｄ）の一点鎖線の応答波形を比べれば、図２４（ｄ）の一点鎖線の応答波形のほうが緩やかな応答波形となっている。このように目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対して変化制限を実行し、目標ＬＰ−ＥＧＲ比を緩やかに増加（変化）させることで、ＥＧＲガス流量算出部５７におけるＥＧＲガス流量の算出精度を向上できる。
On the other hand, the actual LP-EGR gas flow rate Vegrcyl that changes with a response delay with respect to the EGR gas flow rate Vegr (target LP-EGR ratio) is the time t102 when the dead time elapses as shown by the one-dot chain line in FIG. It rises at the timing, responds with a first-order delay, and catches up to Vegr. When the response waveform of the alternate long and short dash line in FIG. 24B and the response waveform of the alternate long and short dash line in FIG. 24D are compared, the response waveform of the alternate long and short dash line in FIG. Thus, by executing change restriction on the target LP-EGR ratio and gradually increasing (changing) the target LP-EGR ratio, the calculation accuracy of the EGR gas flow rate in the EGR gas flow
次に、変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比が漸減するときのＥＧＲガス流量の応答を説明する。図２５（ｃ）に示したようにｔ１１１のタイミングで変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比が立ち下がり、傾きをもって減少するとする。この変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対応するＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｌｍｔは、図２５（ｄ）に実線で示したように同じｔ１１１で立ち下がり、傾きをもって減少する。このとき、ＶｅｇｒｌｍｔはＬＰ−ＥＧＲ弁１７を通過するＥＧＲガス流量を表す。
Next, the response of the EGR gas flow rate when the target LP-EGR ratio after change restriction gradually decreases will be described. As shown in FIG. 25C, it is assumed that the target LP-EGR ratio after the change is limited at the timing of t111, and decreases with an inclination. The EGR gas flow rate Vegrmt corresponding to the target LP-EGR ratio after the change restriction falls at the same t111 as shown by the solid line in FIG. At this time, Vegrmt represents the EGR gas flow rate passing through the LP-
ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｌｍｔ（変化制限後目標ＬＰ−ＥＧＲ比）に対して応答遅れをもって変化する実ＬＰ−ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｃｙｌは、図２５（ｄ）に一点鎖線で示したように無駄時間が経過するｔ１１２のタイミングで立ち下がり、一次遅れで応答し、Ｖｅｇｒｌｍｔへと追いつく。このとき、Ｖｅｇｒｃｙｌはシリンダ７に流入するＥＧＲガス流量を表す。
The actual LP-EGR gas flow rate Vegrcyl that changes with a response delay with respect to the EGR gas flow rate Vegrlmt (target LP-EGR ratio after change restriction) is the time t112 when the dead time elapses as shown by the one-dot chain line in FIG. It falls at the timing of, responds with a first-order lag, and catches up with Vegrlmt. At this time, Vegrcyl represents the flow rate of the EGR gas flowing into the
一方、ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒ（目標ＬＰ−ＥＧＲ比）に対して応答遅れをもって変化する実ＬＰ−ＥＧＲガス流量Ｖｅｇｒｃｙｌは、図２５（ｂ）に一点鎖線で示したように無駄時間が経過するｔ１０２のタイミングで立ち下がり、一次遅れで応答し、Ｖｅｇｒへと追いつく。図２５（ｂ）の一点鎖線の応答波形と図２５（ｄ）の一点鎖線の応答波形を比べれば、図２５（ｄ）の一点鎖線の応答波形のほうが緩やかな応答波形となっている。このように目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対して変化制限を実行し、目標ＬＰ−ＥＧＲ比を緩やかに減少（変化）させることで、ＥＧＲガス流量算出部５７におけるＥＧＲガス流量の算出精度を向上できる。
On the other hand, the actual LP-EGR gas flow rate Vegrcyl that changes with a response delay with respect to the EGR gas flow rate Vegr (target LP-EGR ratio) is the time t102 when the dead time elapses as shown by the one-dot chain line in FIG. It falls at the timing, responds with a first-order lag, and catches up with Vegr. When the response waveform of the alternate long and short dash line in FIG. 25B is compared with the response waveform of the alternate long and short dash line in FIG. 25D, the response waveform of the alternate long and short dash line in FIG. Thus, by executing change restriction on the target LP-EGR ratio and gradually reducing (changing) the target LP-EGR ratio, the calculation accuracy of the EGR gas flow rate in the EGR gas flow
次に、図４（Ｃ）に示した追加部１０１を説明する。追加部１０１は、過給域判定部１０２、第２過渡応答位相合わせ部１０３，１０４、ＬＰ−ＥＧＲ領域判定部１０５、スイッチ部１０６，１０７で構成される。
Next, the adding
過給域判定部１０２では、運転条件が過給域にあるのか非過給域にあるのかを判定する。運転条件が非過給域にあるときには一方の第２過渡応答位相合せ部１０３を作動させ、運転条件が過給域にあるときには他方の第２過渡応答位相合せ部１０４を作動させる。運転条件が過給域にあるか否かによって、２つの第２過渡応答位相合せ部１０３，１０４を切換えるわけである。
The supercharging
一方の第２過渡応答位相合せ部１０３では、非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比の立ち上がりタイミングと実コレクタ圧の立ち上がりタイミングが一致するように目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度の過渡応答位相合せ（第２過渡応答位相合せ）を行う。そして、第２過渡応答位相合せ部１０３（第１過渡応答位相合せ手段）は第２過渡応答位相合せ後（図４Ｃでは「第２相合せ後」で略記する。）の目標スロットルバルブ開度を出力する。
On the other hand, in the second transient response
他方の第２過渡応答位相合せ部１０４では、過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比の立ち上がりタイミングと実過給圧の立ち上がりタイミングが一致するように目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標ウェイストゲートバルブ開度の過渡応答位相合せ（第２過渡応答位相合せ）を行う。
そして、第２過渡応答位相合せ部１０４（第２過渡応答位相合せ手段）は第２過渡応答位相合せ後（図４Ｃでは「第２相合せ後」で略記する。）の目標ウェイストゲートバルブ開度を出力する。
In the other second transient response
Then, the second transient response phase matching unit 104 (second transient response phase matching means) sets the target waste gate valve opening after the second transient response phase matching (abbreviated as “after second phase matching” in FIG. 4C). Is output.
第２過渡応答位相合せ部１０３，１０４が行う第２過渡応答位相合せの内容は、図１４，図１５，図１６，図１７により前述したところであるので、ここでは簡単に説明する。まず、図１４には非過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときの第２過渡応答位相合せを示している。非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＬＰ−ＥＧＲ比を基準として実コレクタ圧の過渡応答位相を遅らせるしかない。そこで、図１４（ｄ）に実線で示したように目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯの過渡応答位相を無駄時間の差の２７０ｍｓ（＝３００ｍｓ−３０ｍｓ）だけ遅らせる。この第２過渡応答位相合せを行うことにより、図１４（ｄ）に一点鎖線で示したように実コレクタ圧をｔ３４のタイミングで立ち上がらせ、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングを一致させるのである。これによって、非過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうことを回避できる。
The contents of the second transient response phase alignment performed by the second transient response
図１５には過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときの第２過渡応答位相合せを示している。過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち上がりのタイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＬＰ−ＥＧＲ比を基準として実過給圧の過渡応答位相を遅らせるしかない。そこで、図１５（ｄ）に実線で示したように目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶの過渡応答位相を無駄時間の差の２５０ｍｓ（＝３００ｍｓ−５０ｍｓ）だけ遅らせる。この第２過渡応答位相合せを行うことにより、図１５（ｄ）に一点鎖線で示したように実過給圧をｔ４４のタイミングで立ち上がらせ、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち上がりのタイミングを一致させるのである。これによって、過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに、一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうことを回避できる。 FIG. 15 shows the second transient response phase alignment when the target LP-EGR ratio increases stepwise in the supercharging region. Let us consider matching the actual LP-EGR ratio with the rise timing of the actual supercharging pressure in the supercharging region. Then, the transient response phase of the actual boost pressure must be delayed with reference to the actual LP-EGR ratio with a slow transient response. Therefore, as shown by a solid line in FIG. 15D, the transient response phase of the target waste gate valve opening tWGV is delayed by 250 ms (= 300 ms−50 ms), which is a difference in dead time. By performing this second transient response phase alignment, the actual boost pressure rises at the timing of t44 as shown by the one-dot chain line in FIG. 15D, and the rise of the actual LP-EGR ratio and the actual boost pressure is increased. The timing is matched. As a result, when the target LP-EGR ratio increases in a stepwise manner in the supercharging region, it can be avoided that the torque temporarily becomes excessive and the drivability deteriorates.
図１６には非過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときの第２過渡応答位相合せを示している。非過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＬＰ−ＥＧＲ比を基準として実コレクタ圧の過渡応答位相を遅らせるしかない。そこで、図１６（ｄ）に実線で示したように目標スロットルバルブ開度ｔＴＶＯの過渡応答位相を無駄時間の差の２７０ｍｓ（＝３００ｍｓ−３０ｍｓ）だけ遅らせる。この第２過渡応答位相合せを行うことにより、図１６（ｄ）に一点鎖線で示したように実コレクタ圧をｔ５４のタイミングで立ち下がらせ、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実コレクタ圧の立ち下がりのタイミングを一致させるのである。これによって、非過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときに、一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうことを回避できる。 FIG. 16 shows the second transient response phase alignment when the target LP-EGR ratio decreases stepwise in the non-supercharging region. Consider matching the actual LP-EGR ratio and the rise timing of the actual collector pressure in the non-supercharging range. Then, the transient response phase of the actual collector pressure must be delayed with reference to the actual LP-EGR ratio with a slow transient response. Therefore, as shown by the solid line in FIG. 16D, the transient response phase of the target throttle valve opening tTVO is delayed by 270 ms (= 300 ms-30 ms), which is the difference in dead time. By performing this second transient response phase alignment, the actual collector pressure falls at the timing of t54 as shown by the one-dot chain line in FIG. 16 (d), and the actual LP-EGR ratio and the fall of the actual collector pressure are reduced. The timing is matched. Thereby, when the target LP-EGR ratio decreases in a stepwise manner in the non-supercharging region, it is possible to avoid temporarily becoming excessive torque and deteriorating drivability.
図１７には過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときの第２過渡応答位相合せを示している。過給域で実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち上がりのタイミングを一致させることを考える。すると、過渡応答が遅い実ＬＰ−ＥＧＲ比を基準として実過給圧の過渡応答位相を遅らせるしかない。そこで、図１７（ｄ）に実線で示したように目標ウェイストゲートバルブ開度ｔＷＧＶの過渡応答位相を無駄時間の差の２５０ｍｓ（＝３００ｍｓ−５０ｍｓ）だけ遅らせる。この第２過渡応答位相合せを行うことにより、図１７（ｄ）に一点鎖線で示したように実過給圧をｔ６４のタイミングで立ち下がらせ、実ＬＰ−ＥＧＲ比と実過給圧の立ち下がりのタイミングを一致させるのである。これによって、過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときに、一時的にトルク過剰となり運転性が悪化してしまうことを回避できる。 FIG. 17 shows the second transient response phase alignment when the target LP-EGR ratio decreases stepwise in the supercharging region. Let us consider matching the actual LP-EGR ratio with the rise timing of the actual supercharging pressure in the supercharging region. Then, the transient response phase of the actual boost pressure must be delayed with reference to the actual LP-EGR ratio with a slow transient response. Therefore, as shown by a solid line in FIG. 17D, the transient response phase of the target waste gate valve opening tWGV is delayed by 250 ms (= 300 ms-50 ms), which is a difference in dead time. By performing this second transient response phase alignment, the actual boost pressure falls at the timing of t64 as shown by the one-dot chain line in FIG. 17 (d), and the actual LP-EGR ratio and the actual boost pressure rise. The falling timing is matched. As a result, when the target LP-EGR ratio decreases stepwise in the supercharging region, it is possible to avoid temporarily becoming excessive torque and deteriorating drivability.
上記の図１４，図１５，図１６，図１７では、過渡応答が無駄時間と一次遅れの組み合せであると近似したが、この場合に限られるものでない。例えば、過渡応答が無駄時間と二次遅れの組み合せであると近似してもかまわない。 In FIG. 14, FIG. 15, FIG. 16, and FIG. 17, it is approximated that the transient response is a combination of a dead time and a first-order delay, but this is not a limitation. For example, it may be approximated that the transient response is a combination of dead time and second-order delay.
図４（Ｃ）に戻り、ＬＰ−ＥＧＲ領域判定部１０５では、 ＬＰ−ＥＧＲ領域にあるか否かを判定する。非ＬＰ−ＥＧＲ領域にあるときには、スイッチ部１０６，１０７をＡ側に切換え、第１過渡応答位相合せ後の目標スロットルバルブ開度または第１過渡応答位相合せ後の目標ウェイストゲートバルブ開度を出力する。ＬＰ−ＥＧＲ領域にあるときには、スイッチ部１０６，１０７をＢ側に切換え、第２過渡応答位相合せ後の目標スロットルバルブ開度または第２位相合せ後の目標ウェイストゲートバルブ開度を出力する。
Returning to FIG. 4C, the LP-EGR
言い換えると、非過給域かつ非ＬＰ−ＥＧＲ領域では、第１過渡応答位相合せ後の目標スロットルバルブ開度が、非過給域かつＬＰ−ＥＧＲ領域になると第２過渡応答位相合せ後の目標スロットルバルブ開度がスロットルバルブ開度指令値として出力される。このスロットルバルブ開度指令値はスロットルバルブ５のアクチュエータであるモータ６に出力される。また、過給域かつ非ＬＰ−ＥＧＲ領域では、第１過渡応答位相合せ後の目標ウェイストゲートバルブ開度が、過給域かつＬＰ−ＥＧＲ領域になると第２過渡応答位相合せ後の目標ウェイストゲートバルブ開度がウェイストゲートバルブ開度指令値として出力される。このウェイストゲートバルブ開度指令値はウェイストゲートバルブ２５のアクチュエータであるモータ２６に出力される。
In other words, in the non-supercharging region and the non-LP-EGR region, when the target throttle valve opening after the first transient response phase alignment becomes the non-supercharging region and the LP-EGR region, the target after the second transient response phase alignment. The throttle valve opening is output as a throttle valve opening command value. The throttle valve opening command value is output to a
ここで、本実施形態の作用効果を説明する。 Here, the effect of this embodiment is demonstrated.
本実施形態では、ＥＧＲ通路１５と、ＬＰ−ＥＧＲ弁１７（ＥＧＲ弁）と、目標ＬＰ−ＥＧＲ比算出部５４（目標ＥＧＲ比算出手段）と、ＥＧＲ弁制御手段（４１）とを備える。上記のＥＧＲ通路１５は排気管１１ｂを流れる排気の一部を吸気管４ａに循環させる。上記のＬＰ−ＥＧＲ弁１７はＥＧＲ通路１５を開閉する。上記の目標ＬＰ−ＥＧＲ比算出部５４はエンジンの運転条件に応じて目標ＬＰ−ＥＧＲ比（目標ＥＧＲ比）を算出する。上記のＥＧＲ弁制御手段（４１）はＥＧＲ領域で前記算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比が得られるようにＬＰ−ＥＧＲ弁開度（ＥＧＲ弁開度）を制御し、非ＥＧＲ領域でＬＰ−ＥＧＲ弁１７を全閉状態とする。また、本実施形態では、スロットルバルブ５と、目標スロットルバルブ開度算出部６６（目標スロットルバルブ開度算出手段）と、スロットルバルブ開度制御手段（４１）とを備える。上記のスロットルバルブ５はエンジンに供給する吸入空気量を可変に調整し得る。上記の目標スロットルバルブ開度算出部６６はアクセルペダル開度に応じたドライバ要求トルクが得られるように目標スロットルバルブ開度を算出する。上記のスロットルバルブ開度制御手段（４１）は前記算出される目標スロットルバルブ開度が得られるように、スロットルバルブ開度を制御する。また、本実施形態では、目標ＬＰ−ＥＧＲ比輸送遅れ推定部９５（第１無駄時間・応答波形推定手段）と、目標スロットルバルブ開度輸送遅れ推定部８２（第２無駄時間・応答波形推定手段）と、第２過渡応答位相合せ部１０３（第１位相合せ手段）とを備える。上記の目標ＬＰ−ＥＧＲ比輸送遅れ推定部９５は前記算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときの実ＬＰ−ＥＧＲ比（実ＥＧＲ比）の無駄時間及び応答波形を推定する。上記の目標スロットルバルブ開度輸送遅れ推定部８２は目標ＬＰ−ＥＧＲ比のステップ変化分に応じて、前記算出される目標スロットルバルブ開度がステップ的に変化するときの実コレクタ圧の無駄時間及び応答波形を推定する。上記の第２過渡応答位相合せ部１０３は前記算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに、実ＬＰ−ＥＧＲ比の立ち上がりのタイミング（変化開始タイミング）と実コレクタ圧の立ち上がりのタイミング（変化開始タイミング）が一致するように目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度の過渡応答位相合せを行う。同様に、上記の第２過渡応答位相合せ部１０３は実ＬＰ−ＥＧＲ比の立ち下がりのタイミング（変化開始タイミング）と実コレクタ圧の立ち下がりのタイミング（変化開始タイミング）が一致するように目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標スロットルバルブ開度の過渡応答位相合せを行う。本実施形態によれば、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに実ＬＰ−ＥＧＲ比が立ち上がるタイミングと実コレクタ圧が立ち上がるタイミングが一致するので、ドライバ要求トルクよりも一時的にトルク過剰となることを抑制することができる。また、目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときにも実ＬＰ−ＥＧＲ比が立ち下がるタイミングと実コレクタ圧が立ち下がるタイミングが一致するので、ドライバ要求トルクよりも一時的にトルク不足となることを抑制することができる。
In the present embodiment, an
本実施形態では、ターボ過給機２１と、バイパス通路２４（第１バイパス通路）と、ウェイストゲートバルブ２５と、目標ウェイストゲートバルブ開度算出部７５（目標ウェイストゲートバルブ開度算出手段）とを備える。上記のターボ過給機２１はタービン２２とコンプレッサ２３で構成される。上記のバイパス通路２４はタービン２２をバイパスする。上記のウェイストゲートバルブ２５はバイパス通路２４の流路面積を可変に調整可能である。上記の目標ウェイストゲートバルブ開度算出部７５はＬＰ−ＥＧＲ領域（ＥＧＲ領域）と重なる過給域でアクセルペダル開度に応じたドライバ要求トルクが得られるように目標ウェイストゲートバルブ開度を算出する。また、本実施形態では、ウェイストゲートバルブ開度制御手段（４１）と、目標ウェイストゲートバルブ開度輸送遅れ推定部８３（第３無駄時間・応答波形推定手段）と、第２過渡応答位相合せ部１０４（第２位相合せ手段）とを備える。上記のウェイストゲートバルブ開度制御手段（４１）はＬＰ−ＥＧＲ領域と重なる過給域でスロットルバルブ５を全開状態に保つと共に、前記算出される目標ウェイストゲートバルブ開度が得られるように、ウェイストゲートバルブ開度を制御する。上記の輸送遅れ推定部８３はＬＰ−ＥＧＲ領域と重なる過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比のステップ変化分に応じて、前記算出される目標ウェイストゲートバルブ開度をステップ的に変化させたときの実過給圧の無駄時間及び応答波形を推定する。上記の第２過渡応答位相合せ部１０４はＬＰ−ＥＧＲ領域と重なる過給域で前記算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに、実ＬＰ−ＥＧＲ比の変化開始タイミングと実過給圧の変化開始タイミングが一致するように目標ＬＰ−ＥＧＲ比と目標ウェイストゲートバルブ開度の過渡応答位相合せを行う。これによって、過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に増加するときに実ＬＰ−ＥＧＲ比が立ち上がるタイミングと実過給圧が立ち上がるタイミングが一致するので、ドライバ要求トルクよりも一時的にトルク過剰となることを抑制することができる。また、過給域で目標ＬＰ−ＥＧＲ比がステップ的に減少するときにも実ＬＰ−ＥＧＲ比が立ち下がるタイミングと実過給圧が立ち下がるタイミングが一致するので、ドライバ要求トルクよりも一時的にトルク減少となることを抑制することができる。
In the present embodiment, the
本実施形態では、算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比（目標ＥＧＲ比）がステップ的に変化するときに、このステップ変化する目標ＬＰ−ＥＧＲ比に対して変化制限部９２が変化制限を実行し、傾きを持って変化させる。これによって、実ＬＰ−ＥＧＲ比の無駄時間及び応答波形を推定する際の推定精度を確保できる。
In the present embodiment, when the calculated target LP-EGR ratio (target EGR ratio) changes in a stepwise manner, the
本実施形態では、燃料カットリカバー時またはＬＰ−ＥＧＲ装置１４（ＥＧＲ装置）に故障があるときには前記変化制限を実行しない。これによって、燃料カットリカバー時に、ノッキングの発生を回避したり、理論空燃比で運転している場合に空燃比が理論空燃比よりリーン側に傾くことを回避したりすることができる。また、ＬＰ−ＥＧＲ装置１４（ＥＧＲ装置）に故障があるときにはフェールセーフを行わせることができる。 In the present embodiment, the change restriction is not executed at the time of fuel cut recovery or when the LP-EGR device 14 (EGR device) has a failure. As a result, it is possible to avoid the occurrence of knocking at the time of fuel cut recovery, or to avoid leaning the air-fuel ratio leaner than the stoichiometric air-fuel ratio when operating at the stoichiometric air-fuel ratio. Further, when the LP-EGR device 14 (EGR device) has a failure, fail-safe can be performed.
本実施形態では、ＥＧＲ通路は、タービン２２下流の排気管１１ｂから分岐しコンプレッサ２３上流の吸気管４ａに合流するＥＧＲ通路１５である。ＥＧＲ弁制御手段は、過給域と非過給域とにまたがって設定されるＬＰ−ＥＧＲ領域で前記算出される目標ＬＰ−ＥＧＲ比（目標ＥＧＲ比）が得られるようにＬＰ−ＥＧＲ弁開度（ＥＧＲ弁開度）を制御し、非ＬＰ−ＥＧＲ領域でＬＰ−ＥＧＲ弁１７（ＥＧＲ弁）を全閉状態とするＥＧＲ弁制御手段である。さらに、バイパス通路３１（第２バイパス通路）と、リサーキュレーションバルブ３２と、バルブ制御手段（４１）とを備える。上記のバイパス通路３１はコンプレッサ２３をバイパスする。上記のリサーキュレーションバルブ３２はバイパス通路３１を開閉する。上記のバルブ制御手段（４１）はＬＰ−ＥＧＲ領域と重なる過給域でリサーキュレーションバルブ３２を全閉とし、非過給域でリサーキュレーションバルブ３２を開く。この場合に、リサーキュレーションバルブ３２が開状態にあるとき前記変化制限を実行しない。これによって、実ＬＰ−ＥＧＲ比の過大によるエンストを確実に回避することができる。
In the present embodiment, the EGR passage is an
実施形態では、第１過渡応答位相合せを説明する際に、実ＶＴＣ角度の無駄時間が１００ｍｓ、実コレクタ圧の無駄時間が３０ｍｓ、実過給圧の無駄時間が５０ｍｓの場合で説明したが、３つの各無駄時間の組み合せはこれらの数値の組み合せに限定されるものでない。同様に、実施形態では、第２過渡応答位相合せを説明する際に、実ＬＰ−ＥＲＧ比の無駄時間が３００ｍｓ、実コレクタ圧の無駄時間が３０ｍｓ、実過給圧の無駄時間が５０ｍｓの場合で説明したが、３つの各無駄時間の組み合せはこれらの数値の組み合せに限定されるものでない。 In the embodiment, when explaining the first transient response phase alignment, the case where the dead time of the actual VTC angle is 100 ms, the dead time of the actual collector pressure is 30 ms, and the dead time of the actual boost pressure is 50 ms, The combination of the three dead times is not limited to the combination of these numerical values. Similarly, in the embodiment, when explaining the second transient response phase alignment, when the dead time of the actual LP-ERG ratio is 300 ms, the dead time of the actual collector pressure is 30 ms, and the dead time of the actual boost pressure is 50 ms. However, the combination of the three dead times is not limited to the combination of these numerical values.
また、第１過渡応答位相合せを説明する際に図１２に示した目標ＶＴＣ角度、目標スロットルバルブ開度の各ステップ幅、実ＶＴＣ角度、実コレクタ圧の各応答波形は一例であり、この場合に限定されるものでない。図１３に示した目標ＶＴＣ角度、目標ウェイストゲートバルブ開度の各ステップ幅、実ＶＴＣ角度、実過給圧の各応答波形も一例であり、この場合に限定されるものでない。また、第２過渡応答位相合せを説明する際に図１４，１６に示した目標ＬＰ−ＥＧＲ比、目標スロットルバルブ開度の各ステップ幅、実ＬＰ−ＥＧＲ比、実コレクタ圧の各応答波形は一例であり、この場合に限定されるものでない。図１５，図１７に示した目標ＬＰ−ＥＧＲ比、目標ウェイストゲートバルブ開度の各ステップ幅、実ＬＰ−ＥＧＲ比、実過給圧の各応答波形も一例であり、この場合に限定されるものでない。 Further, when explaining the first transient response phase alignment, the response waveforms of the target VTC angle, the step width of the target throttle valve opening, the actual VTC angle, and the actual collector pressure shown in FIG. 12 are examples, and in this case It is not limited to. The response waveforms of the target VTC angle, each step width of the target waste gate valve opening, the actual VTC angle, and the actual boost pressure shown in FIG. 13 are also examples, and are not limited to this case. When explaining the second transient response phase alignment, the response waveforms of the target LP-EGR ratio, the target throttle valve opening step width, the actual LP-EGR ratio, and the actual collector pressure shown in FIGS. It is an example and is not limited to this case. The response waveforms of the target LP-EGR ratio, the step width of the target waste gate valve opening, the actual LP-EGR ratio, and the actual boost pressure shown in FIGS. 15 and 17 are also examples, and are limited to this case. Not a thing.
実施形態では、ガソリンエンジンがＬＰ−ＥＧＲ装置を備える場合で説明したが、この場合に限定されるものでない。ガソリンエンジンがＨＰ−ＥＧＲ装置を備える場合にも本発明の適用がある。 In the embodiment, the case where the gasoline engine includes the LP-EGR device has been described. However, the present invention is not limited to this case. The present invention is also applicable when a gasoline engine is equipped with an HP-EGR device.
１ ガソリンエンジン
４ 吸気通路
４ａ 吸気管
４ｂ 吸気コレクタ
５ スロットルバルブ
７ シリンダ
１１ 排気通路
１１ｂ 排気管
１４ ＬＰ−ＥＧＲ装置（ＥＧＲ通路）
１５ ＥＧＲ通路
１７ ＬＰ−ＥＧＲ弁（ＥＧＲ弁）
２１ ターボ過給機
２２ タービン
２３ コンプレッサ
２４ バイパス通路（第１バイパス通路）
２５ ウェイストゲートバルブ
３１ バイパス通路（第２バイパス通路）
３２ リサーキュレーションバルブ
４１ エンジンコントローラ（ＥＧＲ弁制御手段、スロットルバルブ開度制御手段、ウェイストゲートバルブ開度制御手段）
５４ 目標ＬＰ−ＥＧＲ比算出部（目標ＥＧＲ比算出手段）
６６ 目標スロットルバルブ開度算出部（目標スロットルバルブ開度算出手段）
７５ 目標ウェイストゲートバルブ開度算出部（目標ウェイストゲートバルブ開度算出手段）
８２ 目標スロットルバルブ開度輸送遅れ推定部（第２応答遅れ推定手段）
８３ 目標ウェイストゲートバルブ開度輸送遅れ推定部（第３無駄時間・応答波形推定手段）
９５ 目標ＬＰ−ＥＧＲ比輸送遅れ推定部（第１応答遅れ推定手段）
１０３ 第２過渡応答位相合せ部（第１過渡応答位相合せ手段）
１０４ 第２過渡応答位相合せ部（第２過渡応答位相合せ手段）
DESCRIPTION OF
15
21
25
32
54 Target LP-EGR ratio calculation unit (target EGR ratio calculation means)
66 Target throttle valve opening calculation unit (target throttle valve opening calculation means)
75 Target wastegate valve opening calculation unit (target wastegate valve opening calculation means)
82 Target throttle valve opening transport delay estimation unit (second response delay estimation means)
83 Target waste gate valve opening transport delay estimation unit (third dead time / response waveform estimation means)
95 Target LP-EGR ratio transport delay estimation unit (first response delay estimation means)
103 2nd transient response phase alignment part (1st transient response phase alignment means)
104 2nd transient response phase alignment part (2nd transient response phase alignment means)
Claims (5)
前記ＥＧＲ通路を開閉するＥＧＲ弁と、
エンジンの運転条件に応じて目標ＥＧＲ比を算出する目標ＥＧＲ比算出手段と、
ＥＧＲ領域で前記算出される目標ＥＧＲ比が得られるように前記ＥＧＲ弁開度を制御し、非ＥＧＲ領域で前記ＥＧＲ弁を全閉状態とするＥＧＲ弁制御手段と、
エンジンに供給する吸入空気量を可変に調整し得るスロットルバルブと、
アクセルペダル開度に応じたドライバ要求トルクが得られるように目標スロットルバルブ開度を算出する目標スロットルバルブ開度算出手段と、
前記算出される目標スロットルバルブ開度が得られるように、前記スロットルバルブ開度を制御するスロットルバルブ開度制御手段と、
前記算出される目標ＥＧＲ比がステップ的に変化するときの実ＥＧＲ比の変化開始のタイミングの遅れを含む応答遅れを推定する第１応答遅れ推定手段と、
前記目標ＥＧＲ比のステップ変化分に応じて、前記算出される目標スロットルバルブ開度がステップ的に変化するときの実コレクタ圧の変化開始のタイミングの遅れを含む応答遅れを推定する第２応答遅れ推定手段と、
前記算出される目標ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに、前記実ＥＧＲ比の変化開始タイミングと前記実コレクタ圧の変化開始タイミングが一致するように前記第１応答遅れと前記第２応答遅れに基づいて前記目標ＥＧＲ比および／または前記目標スロットルバルブ開度を補正する第１過渡応答位相合せ手段と
を備えることを特徴とするガソリンエンジンの制御装置。 An EGR passage for circulating a part of the exhaust gas flowing through the exhaust pipe to the intake pipe;
An EGR valve that opens and closes the EGR passage;
A target EGR ratio calculating means for calculating a target EGR ratio according to engine operating conditions;
EGR valve control means for controlling the EGR valve opening so that the calculated target EGR ratio is obtained in an EGR region, and for fully closing the EGR valve in a non-EGR region;
A throttle valve that can variably adjust the amount of intake air supplied to the engine;
A target throttle valve opening calculating means for calculating a target throttle valve opening so as to obtain a driver required torque according to the accelerator pedal opening;
Throttle valve opening control means for controlling the throttle valve opening so as to obtain the calculated target throttle valve opening;
First response delay estimation means for estimating a response delay including a delay in timing of starting the change of the actual EGR ratio when the calculated target EGR ratio changes stepwise;
A second response delay that estimates a response delay including a delay in the timing of starting the change of the actual collector pressure when the calculated target throttle valve opening changes stepwise according to the step change in the target EGR ratio. An estimation means;
When the calculated target EGR ratio changes stepwise, the first response delay and the second response delay are set so that the change start timing of the actual EGR ratio matches the change start timing of the actual collector pressure. And a first transient response phase adjusting means for correcting the target EGR ratio and / or the target throttle valve opening based on the first EGR ratio.
前記タービンをバイパスする第１バイパス通路と、
前記第１バイパス通路の流路面積を可変に調整可能なウェイストゲートバルブと、
前記ＥＧＲ領域と重なる過給域でアクセルペダル開度に応じたドライバ要求トルクが得られるように目標ウェイストゲートバルブ開度を算出する目標ウェイストゲートバルブ開度算出手段と、
前記ＥＧＲ領域と重なる過給域で前記スロットルバルブを全開状態に保つと共に、前記算出される目標ウェイストゲートバルブ開度が得られるように、前記ウェイストゲートバルブ開度を制御するウェイストゲートバルブ制御手段と、
前記ＥＧＲ領域と重なる過給域で前記目標ＥＧＲ比のステップ変化分に応じて、前記算出される目標ウェイストゲートバルブ開度がステップ的に変化するときの実過給圧の無駄時間及び応答波形を推定する第３無駄時間・応答波形推定手段と、
前記ＥＧＲ領域と重なる過給域で前記算出される目標ＥＧＲ比がステップ的に変化するときに、前記実ＥＧＲ比の変化開始タイミングと前記実過給圧の変化開始タイミングが一致するように前記目標ＥＧＲ比と前記目標ウェイストゲートバルブ開度の過渡応答位相合せを行う第２過渡応答位相合せ手段と
を備えることを特徴とする請求項１に記載のガソリンエンジンの制御装置。 A turbocharger having a turbine interposed in the exhaust pipe and a compressor interposed upstream of the throttle valve;
A first bypass passage for bypassing the turbine;
A wastegate valve capable of variably adjusting the flow path area of the first bypass passage;
Target wastegate valve opening calculating means for calculating a target wastegate valve opening so that a driver required torque corresponding to the accelerator pedal opening is obtained in a supercharging region overlapping with the EGR region;
A waste gate valve control means for controlling the waste gate valve opening so as to keep the throttle valve fully open in a supercharging region overlapping with the EGR region and to obtain the calculated target waste gate valve opening; ,
The dead time and response waveform of the actual supercharging pressure when the calculated target wastegate valve opening changes stepwise according to the step change of the target EGR ratio in the supercharging region overlapping with the EGR region. A third dead time / response waveform estimating means for estimating;
When the calculated target EGR ratio changes in a stepwise manner in a supercharging region overlapping with the EGR region, the target EGR ratio change start timing matches the actual supercharging pressure change start timing. 2. The gasoline engine control device according to claim 1, further comprising: a second transient response phase matching unit configured to match a transient response phase between the EGR ratio and the target waste gate valve opening.
前記ＥＧＲ弁制御手段は、前記過給域と前記非過給域とにまたがって設定されるＬＰ−ＥＧＲ領域で前記算出される目標ＥＧＲ比が得られるように前記ＥＧＲ弁開度を制御し、非ＬＰ−ＥＧＲ領域で前記ＥＧＲ弁を全閉状態とするＥＧＲ制御手段であり、
前記コンプレッサをバイパスする第２バイパス通路と、
前記第２バイパス通路を開閉するリサーキュレーションバルブと、
前記ＥＧＲ領域と重なる過給域で前記リサーキュレーションバルブを全閉とし、非過給域で前記リサーキュレーションバルブを開くバルブ制御手段と
を備え、
前記リサーキュレーションバルブが開状態にあるとき前記変化制限を実行しないことを特徴とする請求項３に記載のガソリンエンジンの制御装置。 The EGR passage is an EGR passage that branches from an exhaust pipe downstream of the turbine and merges with an intake pipe upstream of the compressor;
The EGR valve control means controls the EGR valve opening so that the calculated target EGR ratio is obtained in an LP-EGR region set across the supercharging region and the non-supercharging region, EGR control means for fully closing the EGR valve in a non-LP-EGR region,
A second bypass passage for bypassing the compressor;
A recirculation valve for opening and closing the second bypass passage;
A valve control means for fully closing the recirculation valve in a supercharging region overlapping with the EGR region, and opening the recirculation valve in a non-supercharging region;
The gasoline engine control device according to claim 3, wherein the change restriction is not executed when the recirculation valve is in an open state.
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