JPH065026B2 - 内燃機関の過給圧制御方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 Ａ．発明の目的 (1)産業上の利用分野 本発明は、実際の過給圧と目標過給圧との偏差に応じて
制御量を決定し、該制御量に基づいて前記過給圧が前記
目標過給圧となるようにフィードバック制御を行なう内
燃機関の過給圧制御方法に関し、特に過給圧の大きさの
急変を伴う過渡状態から定常状態に至る過給圧制御を安
定的にかつ適切に行ない得るようにした内燃機関の過給
圧制御方法に関する。

(2)従来の技術 排ガス流をタービン駆動源とする所謂可変容量型ターボ
チャージャその他の過給圧制御可能な過給機付内燃機関
において、適宜のアクチュエータ（たとえば過給圧や吸
気管内負圧を作動圧としたダイヤフラムを含む圧力応動
型作動系、あるいはステップモータ等を利用した作動系
等）により過給圧を制御する場合、フィードバック制御
が従来から用いられている。

これは、上記アクチチュータや過給機本体の構成部品の
製造時のばらつき等の個体間差、あるいは使用に伴う耐
久性劣化等の経年変化により過給圧が左右され、このた
め過給圧を所望の値に制御するときに予め設定した制御
量で運転すると過給圧の大きな変化を招く（同一制御量
を適用しても、本来ならばそれに対応して作動すべき前
記アクチュエータ等の作動制御系の調整作動量が、既述
のような個体間差や経年変化に起因して異なったものに
なる）場合があるのに対し、過給圧のフィードバック制
御を行なうと、そのような問題を解決することができる
からである。すなわちフィードバック制御は、目標過給
圧と実際の過給圧との偏差を検出し、該偏差が零となる
ように偏差に応じて制御量を決定して制御を行なうもの
であるので、たとえ使用アクチュエータに個々のばらつ
きがあったとしても、また経年変化が生じていたとして
も、それらの影響がフィードバック制御において吸収さ
れ、補正されることになる。

したがって過給圧を機関運転状態に対応した所要目標圧
に制御する際、過給圧が当該目標圧となるように上記偏
差に基づいて制御量を決定して過給圧を目標過給圧に制
御するフィードバック制御を行なうことが望ましい。

(3)発明が解決しようとする課題 ところが、上記フィードバックは、場合によっては過給
圧の不所望な異常上昇などを引き起こす原因ともなる。
すなわち、急激に過給圧が上昇する場合等のいわゆる過
渡状態にあっては、制御系の応答遅れにより制御量が過
給圧調整に追従できず、過給圧の異常上昇、異常降下お
よびハンチング等の現象が生じる。

特に加速時に、それに応え機関出力を上昇させるべく過
給圧を急激に増大させる必要がある場合において、試運
転状態に応じて高く設定した目標過給圧に向かって過給
圧が上昇するときには、過給圧がその目標過給圧を超え
てオーバーシュートし、そのオーバーシュートが大きく
なればなる程ハンチング期間が長くなって過給圧制御が
不安定となり、また過度のオーバーシュートによりオー
バーブーストが生じればノッキングなどが発生し、これ
もまた加速時の運転性を阻害することになる。

そこで本出願人は、上記過渡状態におけるフィードバッ
ク制御の不具合を解消すべく、過渡状態においては過給
圧制御をオープンループ制御とし、定常状態ではフィー
ドバック制御を行なうようにした過給圧制御方法を先に
提案（特開昭６３−１２９１２６号公報）しており、こ
れによれば、従前のものに比べて安定な過給圧制御を行
なうことが可能となる。

ところが、上記提案にかかる制御方法のように、過渡状
態と定常状態とでオープンループ制御とフィードバック
制御とを使い分ける場合、次のような点では改良の余地
があり、それをも改善すれば、より一層安定した過給圧
制御を行なうことが可能となる。

すなわちフィードバック制御に移行させるにあたり、フ
ィードバック制御開始の判断を過給圧の状態のみで判断
すると満足し得る安定性が得られない。たとえば過給圧
上昇時に過給圧が目標過給圧よりも少し小さな所定値以
上となったときに定常状態と判断してフィードバック制
御を開始すると、過給圧が上記所定値すなわちフィード
バック制御開始圧に達してから目標過給圧に至るまでの
間に過渡状態が存在し、したがって運転状態によっては
過給圧の異常上昇またはハンチングが発生するおそれが
ある。一方、そうなることを回避すべく目標過給圧とフ
ィードバック制御開始圧とをかなり近づけて設定する
と、過給圧がそのフィードバック制御開始圧まで上昇し
ないで定常状態となり、過給圧制御がオープンループ制
御のままとなってしまうことがある。かかる場合にはオ
ープンループ制御が維持される結果、既述したようなフ
ィードバック制御による使用アクチュエータ等の個体間
のばらつき、経年変化などの補正が困難となる。

本発明は、かかる事情に鑑みてなされたものであり、急
激に過給圧が上昇するような場合でも過給圧の異常上昇
やハンチングの発生を防止しつつ、フィードバック制御
への確実な移行を可能ならしめ、もって過渡状態から定
常状態に至る過給圧の一層の安定化、適正化を図ること
ができるようにした内燃機関の過給圧制御方法を提供す
ることを目的とする。

Ｂ．発明の構成 (1)課題を解決するための手段 上記目的を達成するために本発明の第１の特徴によれ
ば、機関の所定の運転状態では、実際の過給圧と目標過
給圧との偏差に応じて過給圧が目標過給圧となるように
フィードバック制御を行なう内燃機関の過給圧制御方法
において、フィードバック制御へ移行すべきと判断され
た時には、過給圧が所定値を超えてから所定時間を経過
した後に、フィードバック制御が開始され、前記所定時
間は、過給圧変化率が小さい時に短く、また同変化率が
大きい時に長くなるように設定され、また本発明の第２
の特徴によれば、前記第１の特徴に加えて、前記所定値
が、過給圧変化率に応じて変化するように設定される。

(2)作 用 上記方法によると、過給圧の制御をフィードバック制御
へ移行すべき時であると判断されても、過給圧が所定値
に達してから所定時間が経過するまではフィードバック
制御が開始されず、しかもそのフィードバック制御開始
の遅延時間は、過給圧変化率が小さい時に短く、また同
変化率が大きい時に長くなるように設定されるので、過
給圧変化率に応じた過不足のない適正な遅延時間を以て
フィードバック制御への移行が行われ、その移行時にオ
ーバーシュートやハンチング等の不具合が生じるのが極
力抑えられる。

更に上記第２の特徴によれば、前記所定値を、過給圧変
化率に応じて変化するように設定することができるか
ら、フィードバック制御への移行が過給圧変化率に応じ
て一層精度よく行われる。

(3)実施例 以下、図面により本発明の一実施例について説明する
と、多気筒内燃機関の機関本体Ｅにおける各気筒の吸気
ポートには吸気マニホールド１が接続され、この吸気マ
ニホールド１はさらに吸気管２、スロットルボディ３、
インタクーラ４および可変容量ターボチャージャ５を介
してエアクリーナ６に接続される。また各気筒の排気ポ
ートには排気マニホールド７が接続され、この排気マニ
ホールド７は可変容量ターボチャージャ５を中間部に介
設した排気管８を介して、三元触媒を内蔵した触媒コン
バータ９に接続される。また各気筒の吸気ポートに向け
て燃料をそれぞれ噴射するための燃料噴射弁１０が吸気
マニホールド１の各吸気ポートに近接した部分に取付け
られる。

可変容量ターボチャージャ５には水ジャケット１１が設
けられており、この水ジャケット１１の入口とインタク
ーラ４の入口とは、吸入口をラジエータ１２に接続した
水ポンプ１３の吐出口に並列に接続され、水ポンプ１３
およびインタクーラ４の出口はラジエータ１２に接続さ
れる。しかもラジエータ１２は、機関本体Ｅにおける冷
却水用のラジエータとは別に設けられるものである。

次に第２図、第３図および第４図を参照しながら可変容
量ターボチャージャ５の構成について説明すると、この
ターボチャージャ５は、コンプレッサケーシング１４
と、該コンプレッサケーシング１４の背面を閉塞する背
板１５と、主軸１６を支承する軸受ケーシング１７と、
タービンケーシング１８とを備える。

コンプレッサケーシング１４および背板１５間にはスク
ロール通路１９が画成され、コンプレッサケーシング１
４の中央部には軸方向に延びる入口通路２０が形成され
る。しかもスクロール通路１９の中央部であって入口通
路２０の内端に位置する部分における主軸１６の一端部
にはコンプレッサホイル２１が取付けられる。

コンプレッサケーシング１４と背板１５とは複数のボル
ト２２により締着されており、この背板１５の中央部に
軸受ケーシング１７が接続される。軸受ケーシング１７
には、相互に間隔をあけて一対の軸受孔２３，２４が同
軸に穿設されており、これらの軸受孔２３，２４に挿通
される主軸１６と軸受孔２３，２４との間にはラジアル
軸受メタル２５，２６がそれぞれ介装され、これにより
主軸１６が回転自在にして軸受ケーシング１７に支承さ
れる。また主軸１６のコンプレッサホイル２１側に臨む
段部１６ａと、コンプレッサホイル２１との間には、段
部１６ａ側から順にカラー２７、スラスト軸受メタル２
８およびブッシング２９が介装されており、コンプレッ
サホイル２１の外端に当接するナット３０を主軸１６の
一端部に螺合して締付けることにより、主軸１６のスラ
スト方向支持およびコンプレッサホイル２１の主軸１６
への取付けが行なわれる。

軸受ケーシング１７の上部には、図示しない潤滑油ポン
プに接続される潤滑油導入孔３２が設けられ、軸受ケー
シング１７内にはラジアル軸受メタル２５，２６および
スラスト軸受メタル２８に潤滑油導入孔３２から供給さ
れる潤滑油を導くための潤滑油通路３３が穿設される。
また軸受ケーシング１７の下部には各潤滑部から流出す
る潤滑油を下方に排出するための潤滑油排出口３４が設
けられており、この潤滑油排出口３４から排出される潤
滑油は図示しないオイルサンプに回収される。

ブッシング２９は、背板１５の中央部に穿設された透孔
３５を貫通して配置されており、スラスト軸受メタル２
８から流出する潤滑油がコンプレッサホイル２１側に流
れることを防止するためにブッシング２９の外面および
透孔３５の内面間にはシールリング３６が介装される。
また背板１５とスラスト軸受メタル２８との間にはブッ
シング２９を貫通させるガイド板３７が挟持される。し
たがってスラスト軸受メタル２８から流出した潤滑油は
ブッシング２９から半径方向外方に飛散してガイド板３
７で受止められる。しかもガイド板３７の下部は受止め
た潤滑油を潤滑油排出口３４に円滑に案内すべく彎曲成
形される。

軸受ケーシング１７には、主軸１６の周囲に水ジャケッ
ト１１が設けられるとともに、該水ジャケット１１に水
ポンプ１３（第１図参照）からの水を導くための水供給
口３８ならびに水ジャケット１１からの水をラジエータ
１２（第１図参照）に導くための水排出口３９が穿設さ
れる。しかも水ジャケット１１は、タービンケーシング
１８寄りの部分では主軸１６を囲む円環状に形成される
とともに潤滑油排出口３４の上方に対応する部分では主
軸１６の上方で下方に開いた略Ｕ字状の横断面形状を有
するように形成され、水供給口３８は水ジャケット１１
の下部に連通すべく軸受ケーシング１７に穿設され、水
排出口３９は水ジャケット１１の上部に連通すべく軸受
ケーシング１７に穿設される。

タービンケーシング１８内には、スクロール通路４１
と、該スクロール通路４１に連通して接線方向に延びる
入口通路４２と、スクロール通路４１に連通して軸線方
向に延びる出口通路４３とが設けられる。

軸受ケーシング１７とタービンケーシング１８とは、そ
れらの間に背板４４を挟持するようにして相互に結合さ
れる。すなわちタービンケーシング１８には複数のスタ
ッドボルト４５が螺着されており、軸受ケーシング１７
に係合するリング部材４６をスタッドボルト４５に螺合
するナット４７によって締付けることにより軸受ケーシ
ング１７とタービンケーシング１８とが相互に結合さ
れ、背板４４の外周部に設けられるフランジ部４４ａが
軸受ケーシング１７およびタービンケーシング１８間に
挟持される。

背板４４には固定ベーン部材４８が固着されており、こ
の固定ベーン部材４８によりスクロール通路４１が外周
路４１ａと流入路４１ｂとに区画される。該固定ベーン
４８は、出口通路４３に同軸に嵌合する円筒部４８ａ
と、該円筒部４８ａの中間部外面から半径方向外方に張
出す円板部４８ｂと、該円板部４８ｂの外周端から背板
４４側に向けて延びる複数たとえば４つの固定ベーン４
９とから成り、主軸１６の他端部に設けられるタービン
ホイル５０が該固定ベーン部材４８内に収納される。前
記円筒部４８ａは、その外面に嵌着されたシールリング
５１を介して出口通路４３に嵌合され、固定ベーン４９
がボルト５２により背板４４に結合される。

固定ベーン４９は、周方向に等間隔をあけた位置でター
ビン部材４８の外周部に設けられるものであり、各固定
ベーン４９はそれぞれ円弧状に形成される。また各固定
ベーン４９間には、主軸１６の軸線と平行にして背板４
４に回動自在に枢着された回動軸５３に一端を固着され
た可動ベーン５４がそれぞれ配置され、これらの可動ベ
ーン５４により各固定ベーン４９間の空隙の流通面積が
調整される。

各可動ベーン５４は、固定ベーン４９と同等の曲率の円
弧状に形成されており、第３図の実線で示す全閉位置
と、鎖線で示す全開位置との間で回動可能である。しか
も各回動軸５３は、背板４４および軸受ケーシング１７
間に配置されるリンク機構５５を介してアクチュエータ
６０に連結されており、そのアクチュエータ６０の作動
により各可動ベーン５４が同期して開閉駆動される。

背板４４および軸受ケーシング１７間には、タービンホ
イル５０の背部に延びるシールド板５６が挟持されてお
り、このシールド板５６により流入路４１ｂを流れる排
ガスの熱が軸受ケーシング１７の内部に直接伝達される
ことが極力防止される。また排ガスが軸受ケーシング１
７内に漏洩することを防止するために、タービンケーシ
ング１８内に主軸１６を突出させるべく軸受ケーシング
１７に設けられた透孔５７に対応する部分で、主軸１６
にはラビリンス溝として機能する複数の環状溝５８が設
けられる。

かかる可変容量ターボチャージャ５では、機関本体Ｅか
ら排出される排ガスが、入口通路４２から外周路４１ａ
に流入し、可動ベーン５４の回動量に応じた可動ベーン
５４および固定ベーン４９間の空隙の流通面積に応じた
流速で排ガスが流入路４１ｂ内に流入し、タービンホイ
ル５０を回転駆動して出口通路４３から排出される。こ
の際、各可動ベーン５４および固定ベーン４９間の空隙
の流通面積が小さくなるとタービンホイル５０すなわち
主軸１６の回転速度が速くなり、各可動ペーン５４およ
び固定ベーン４９間の空隙の流通面積が大きくなるとタ
ービンホイル５０すなわち主軸１６の回転速度が遅くな
る。このタービンホイル５０の回転に応じてコンプレッ
サホイル２１が回転し、エアクリーナ６から入口通路２
０に導かれた空気が、コンプレッサホイル２１により圧
縮されながらスクロール通路１９を経てインタクーラ４
に向けて供給されることになる。したがって可動ベーン
５４をタービンケーシング１８の半径方向最外方に位置
させて固定ベーン４９との間の空隙流通面積を最小とし
たときに過給圧が最大となり、可動ベーン５４をタービ
ンケーシング１８の半径方向最内方に位置させて固定ベ
ーン４９との間の空隙流通面積を最大としたときに過給
圧が最小となる。

この可変容量ターボチャージャ５における空気圧縮時の
温度上昇による軸受ケーシング１７の温度上昇が水ジャ
ケット１１への冷却水の供給により極力防止され、また
吸気温の上昇がインタクーラ４への冷却水の供給により
防止される。

再び第１図において、可変容量ターボチャージャ５の可
動ベーン５４を駆動するためのアクチュエータ６０は、
ハウジング６１と、該ハウジング６１内を第１圧力室６
２および第２圧力室６３に区画するダイヤフラム６４
と、第１圧力室６２を収縮する方向にダイヤフラム６４
を付勢すべくハウジング６１およびダイヤフラム６４間
に介装される戻しばね６５と、ダイヤフラム６４の中央
部に一端を連結されるとともに第２圧力室６２側でハウ
ジング６１を気密にかつ移動自在に貫通してリンク機構
５５に他端が連結される駆動ロッド６６とを備える。し
かも駆動ロッド６６とリンク機構５５とは、ダイヤフラ
ム６４が第２圧力室６３を収縮する方向に撓んで駆動ロ
ッド６６が伸長作動したときに、各可動ベーン５４がタ
ービンケーシング１８の半径方向内方に回動して各固定
ベーン４９との間の空隙流通面積を増大するように連結
される。

第１圧力室６２には、可変容量ターボチャージャ５およ
びインタクーラ４間の吸気路が過給圧Ｐ_２を供給すべく
レギュレータ６７、絞り６８および電磁制御弁６９を介
して接続されるとともに、エアクリーナ６および可変容
量ターボチャージャ５間の吸気路が絞り７５を介して接
続される。この電磁制御弁６９はデューティ制御される
ものであり、そのソレノイド７０のデューティ比が大と
なるのに応じて第１圧力室６２の圧力が増大、すなわち
駆動ロッド６６およびリンク機構５５を介して可変ター
ボチャージャ５の可動ベーン５４が内方側に回動駆動さ
れる。また第２圧力室６３には、スロットルボディ３よ
りも下流側の吸気路が吸気圧Ｐ_Ｂを供給すべく逆止弁７
１および電磁開閉弁７２を介して接続される。この電磁
開閉弁７２は、そのソレノイド７３の励磁に応じて開弁
するものであり、該電磁開閉弁７２の開弁に応じて第２
圧力室６３に吸気圧Ｐ_Ｂが供給されると、アクチュエー
タ６０は可変容量ターボチャージャ５の可動ベーン５４
を内方側に駆動する。

電磁制御弁６９のソレノイド７０および電磁開閉弁７２
のソレノイド７３の励磁および消磁は制御手段Ｃにより
制御されるものであり、該制御手段Ｃには、機関本体Ｅ
内に設けられた水ジャケット（図示せず）の水温Ｔ_Ｗを
検出する水温検出器Ｓ_Ｗと、インタクーラ４よりも下流
側の吸気温度Ｔ_Ａを検出する吸気温センサＳ_Ａと、エア
クリーナ６および可変容量ターボチャージャ５間の吸気
圧Ｐ_Ａを検出する吸気圧センサＳ_PAと、可変容量ターボ
チャージャ５およびインタクーラ４間の吸気路の過給圧
Ｐ_２を検出する過給圧センサＳ_P2と、スロットルボディ
３よりも下流側の吸気圧Ｐ_Ｂを検出する吸気圧センサＳ
_PBと、機関回転数Ｎ_Ｅを検出する回転数検出器Ｓ_Ｎと、
スロットルボディ３におけるスロットル弁７４の開度θ
_THを検出するスロットル開度検出器Ｓ_THと、車速Ｖを検
出する車速検出器Ｓ_Ｖと、自動変速機におけるシフト位
置を検出するためのシフト位置検出器Ｓ_Ｓとが接続され
る。而して制御手段Ｃは、それらの入力信号すなわち水
温Ｔ_Ｗ、吸気温度Ｔ_Ａ、吸気圧Ｐ_Ａ、過給圧Ｐ_２、吸気
圧Ｐ_Ｂ、機関回転数Ｎ_Ｅ、スロットル開度θ_TH、車速Ｖ
および自動変速機のシフト位置信号に基づいて前記ソレ
ノイド７０，７３の励磁および消磁を制御する。

次に制御手段Ｃにおける制御手順を説明するが、先ず電
磁制御弁６９におけるソレノイド７０のデューティ制御
について第５図のメインルーチンを参照しながら説明す
る。ただしこのメインルーチンでソレノイド７０の励磁
および消磁を制御するためのデューティＤ_OUTは、その
値が大きくなるにつれてソレノイド７０のデューティ比
が小さくなるものであり、Ｄ_OUT＝０はデューティ比１
００％に対応し、Ｄ_OUT＝１００はデューティ比０％に
対応する。

第１ステップＳ１では始動モードであるか否か、すなわ
ち機関がクランキング中であるか否かが判定され、始動
モードであるときには、第２ステップＳ２でデューティ
Ｄ_OUTが０、すなわち電磁制御弁６９を全開にして可動
ベーン５４と固定ベーン４９との間の空隙流通面積が最
大となるように設定される。これはクランキング中には
機関が不安定な状態にあり、かかる不安定状態で燃焼室
に過給圧を導入することは不安定を助長するものである
ので、可動ベーン５４と固定ベーン４９との間の空隙流
通面積を最大にして過給圧が燃焼室に導入されることを
回避するためである。またクランキング中は運転者も給
気の過給を要求することはなく、可動ベーン５４と固定
ベーン４９との間の空隙流通面積を小さくする必要はな
い。次の第３ステップＳ３ではフィードバック制御開始
を遅延させるためのタイマｔ_FBDLYがリセットされ、そ
の後、第４ステップＳ４からデューティＤ_OUTが出力さ
れる。

前記タイマｔ_FBDLYは第６図で示す手順に従って演算さ
れるものであり、過給圧Ｐ_２の変化率ΔＰ_２によって３
つのタイマｔ_FBDLY1，ｔ_FBDLY2，ｔ_FBDLY3のうちの１つ
が選択される。ここで前記変化率ΔＰ_２は、今回の過給
圧Ｐ_2nと、６回前の過給圧Ｐ_2n-6との差（ΔＰ_２＝Ｐ_2n
−Ｐ_2n-6）で求められる。すなわち第５図に示すメイン
ルーチンはＴＤＣ信号により更新されるが、ＴＤＣ信号
１回だけでは過給圧Ｐ_２の変化率が小さ過ぎるので、過
給圧挙動すなわち前記変化率ΔＰ_２を正確に読込むため
に６回前の過給圧Ｐ_2n-6との差を求めるようにしたもの
である。また設定低変化率ΔＰ_2PTLおよび設定高変化率
ΔＰ_2PTHは機関回転数Ｎ_Ｅに応じて予め定められている
ものであり、ΔＰ_２≦ΔＰ_2PTLのときにはｔ_FBDLY1が設
定され、ΔＰ_2PTL＜ΔＰ_２≦ΔＰ_2PTHのときにはｔ
_FBDLY2が設定され、ΔＰ_2PTH＜ΔＰ_２のときにはｔ
_FBDLY3が設定される。しかもｔ_FBDLY1＜ｔ_FBDLY2＜ｔ
_FBDLY3であり、過給圧変化率ΔＰ_２が小さいときすなわ
ち過給圧Ｐ_２が緩やかに変化しているときには遅延時間
が短く設定され、過給圧変化率ΔＰ_２が大きいとき即ち
過給圧Ｐ_２が急激に変化しているときには遅延時間が長
く設定される。これによりオープンループ制御からフィ
ードバック制御への移行時に過不足のない時間ｔ_FBDLY
が設定され、その移行時にハンチング現象が生じること
を充分に回避することが可能となる。

第１ステップＳ１で始動モードではないと判断されたと
きには、第５ステップＳ５で水温Ｔ_Ｗが設定低水温Ｔ_WL
未満であるかどうかが判断され、設定低水温Ｔ_WL未満で
あるときには第２ステップＳ２に進む。ここでＴ_Ｗ＜Ｔ
_WLが成立する場合として考えられる機関の運転状態は、
たとえば機関の始動初期あるいは外気温が極低温状態で
あるとき等であり、機関の始動初期にはその運転状態が
不安定な状態が続き、また外気温が極低温であるきには
吸気密度が上がるので充填効率が上昇して異常燃焼の原
因となる。このようなときに、過給圧を燃焼室に導入す
ることは機関の不安定状態や異常燃焼を助長することに
なる。また極低温時には電磁制御弁６９自体の作動不良
も考えられ、制御手段Ｃによる指示通りに電磁制御弁６
９が挙動しないおそれがある。そこで、Ｔ_Ｗ＜Ｔ_WLであ
るときには、第２ステップＳ２に進んでＤ_OUT＝０とす
るものである。

第５ステップＳ５で、Ｔ_Ｗ≧Ｔ_WL以上であると判断され
たときには第６ステップＳ６に進む。この第６ステップ
Ｓ６では水温Ｔ_Ｗが設定高水温Ｔ_WHを超えるかどうかが
判断され、設定高水温Ｔ_WHを超えるときには第２ステッ
プＳ２に進む。ここでＴ_Ｗ＞Ｔ_WHが成立する場合として
考えられるのは、たとえば機関が高負荷運転を続行して
いる場合、外気温が極高温の場合および機関本体Ｅの冷
却水系に異常が発生している場合等である。これら全て
の状態では吸気密度が低下すなわち充填効率が下降し、
これが未燃焼等の異常燃焼の原因となる。このように機
関が不安定な状態にあるときに過給圧を燃焼室に導入す
ることは前記不安定状態を助長することになるので、第
２ステップＳ２でデューティＤ_OUT＝０とするものであ
る。また極高温時にはソレノイド７０のインダクタンス
特性が変化し易く、通常状態での設定挙動と異なる挙動
をするおそれがあり、そのようなことを回避する点から
も第２ステップＳ２に進ませるものである。第６ステッ
プＳ６でＴ_Ｗ≦Ｔ_WHであると判断されたときには第７ス
テップＳ７に進む。すなわち水温Ｔ_Ｗが設定低水温Ｔ_WL
以上であって設定高水温Ｔ_WH以下の範囲にあるときに第
７ステップＳ７に進み、それ以外のときには第２ステッ
プＳ２に進む。

第７ステップＳ７では、過給圧Ｐ_２が第７図で示すよう
に予め設定されている高過給圧判定ガード値Ｐ_2HGを超
えるかどうかが判定され、Ｐ_２＞Ｐ_2HGであるときには
第２ステップＳ２に進み、Ｐ_２≦Ｐ_2HGであるときには
第８ステップＳ８に進む。ここで高過給圧判定ガード値
Ｐ_2HGは、機関回転数Ｎ_Ｅに応じて変化するものであ
り、機関回転数Ｎ_Ｅに対応したノック限界値以下で最高
出力が得られるように設定されたものである。その限界
低回転数域では低速変速段で伝動部材にかかるトルクが
正、限界高回転域では機関本体Ｅの耐久性が正となり、
それぞれ中回転数域より低いＰ_2HGが設定されている。
この高過給圧判定ガード値Ｐ_2HGを超える過給圧Ｐ_２が
検出されたときには、第２および第３ステップＳ２，Ｓ
３を経た第４ステップＳ４でデューティ比を１００％と
して過給圧Ｐ_２の低下が図られるとともに、燃料噴射が
カットされる。

第８ステップＳ８では基本過給圧制御量としての基本デ
ューティＤ_Ｍが検索される。この基本デューティＤ
_Ｍは、機関回転数Ｎ_Ｅとスロットル開度θ_THとに応じて
予め設定されており、その設定テーブルから基本デュー
ティＤ_Ｍが検索される。このように基本過給圧制御量と
しての基本デューティＤ_Ｍを機関回転数Ｎ_Ｅとスロット
ル開度θ_THとで定まるマップにより検索することで、機
関の各運転状態を的確に判断することができる。これは
機関回転数Ｎ_Ｅ単独あるいはスロットル開度θ_TH単独で
は減速時や過渡運転状態を的確には判断し得ないためで
ある。なおスロットル開度θ_THを機関の負荷状態を示す
パラメータの代表として採用しているが、吸気圧Ｐ_Ｂや
燃料噴射量に代替しても同等の効果が得られるものであ
る。

次の第９ステップＳ９では、自動変速機のシフト位置が
第１速位置にあるかどうかが判定され、第１速位置にあ
るときには第１０ステップＳ１０に進み、第１速位置以
外のシフト位置にあるときには第１１ステップＳ１１に
進む。

第１０ステップＳ１０では、第８図で示すサブルーチン
に従って基本デューティＤ_Ｍの減算が行なわれる。すな
わち機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気圧Ｐ_Ｂで定まる運転状態
に応じて減量が必要である判別ゾーンが第９図の斜線で
示すように予め設定されており、この判別ゾーン内にあ
るか、判別ゾーン外にあるかに応じて基本デューティＤ
_Ｍの減算を行なうかどうかが判定される。ところで第９
図では機関回転数Ｎ_Ｅ−吸気圧Ｐ_Ｂにより機関のトルク
変化を見ており、判別ゾーンの境界線は第１速位置での
ギヤ軸の許容トルク量を示すものである。すなわち第１
速位置でギヤ軸にかかる力が過負荷にならないように、
第９図で示すように各運転域での判別を機関回転数Ｎ_Ｅ
および吸気圧Ｐ_Ｂで的確に判断している。判別ゾーン外
にあるときには基本デューティＤ_Ｍをそのままにして第
１２ステップＳ１２に進むが、判別ゾーン内にあるとき
には、フラグＦが０であるかどうかすなわちフィードバ
ック制御状態にあるかどうかが判断された後、オープン
制御状態にあるときにはＤ_Ｍ＝Ｄ_Ｍ−Ｄ_Ｆなる減算が行
なわれ、フィードバック制御状態にあるときにはＰ_2REF
＝Ｐ_2REF−ΔＰ_2REFFなる減算が行なわれる。ここで、
Ｄ_Ｆは予め設定された減算値である。またＰ_2REFはフィ
ードバック制御状態であるときに用いる目標過給圧、Δ
Ｐ_2RFFは予め設定された減算値であるが、後述のフィー
ドバック制御の個所で詳述する。

第１１ステップＳ１１では、第１０図で示すサブルーチ
ンに従って基本デューティＤ_Ｍの減算が行なわれる。す
なわちスロットル開度θ_THが設定スロットル開度θ_THOS
を超え、機関回転数Ｎ_Ｅが設定回転数Ｎ_EOSを超え、吸
気圧Ｐ_Ｂが設定吸気圧Ｐ_BOSを超え、前回の機関回転数
Ｎ_Ｅの変化率ΔＮ_Ｅが正、今回の機関回転数Ｎ_Ｅの変化
率ΔＮ_Ｅが負であるときには、オープン制御状態にある
ときにＤ_Ｍ＝Ｄ_Ｍ−Ｄ_OSなる減算が行なわれ、フィード
バック制御状態にあるときにＰ_2REF＝Ｐ_2REF−ΔＰ
_2REFOSなる減算が行なわれ、それ以外のときには基本デ
ューティＤ_Ｍをそのままにして第１２ステップＳ１２に
進む。ここでＤ_OS，ΔＰ_2REFOSは予め設定された減算値
である。

第１２ステップＳ１２では、スロットル開度θ_THが予め
設定されているスロットル開度θ_THFBを超えるかどうか
が判定される。この設定スロットル開度θ_THFBはオープ
ンループ制御からフィードバック制御に移行させるかど
うかを判断するために設定されたものである。このよう
に判断パラメータとしてスロットル開度θ_THを採用する
ことで、運転者が加速すなわち過給ゾーンを要求してい
るかどうかを的確に判別することができる。θ_TH≦θ
_THFBであるときすなわちオープンループ制御を継続する
ときには、第１３ステップＳ１３で、第６図で示した遅
延タイマｔ_FBDLYをリセットし、さらに第１４ステップ
Ｓ１４に進む。

第１４ステップＳ１４では、デューティ用補正係数Ｋ
_MODijを検索する。この補正係数Ｋ_MODijは、機関回転数
Ｎ_Ｅと吸気温度Ｔ_Ａとで定まるマップで検索されるもの
であり、後述のように最適過給圧Ｐ_２が所定偏差内に収
まったときに学習され、その学習により随時更新され
る。ここで補正係数Ｋ_MODijの初期値は１である。

次の第１５ステップＳ１５ではデューティ用大気圧補正
係数Ｋ_PATC(0.8〜1.0)が吸気圧Ｐ_Ａに対応して決定さ
れ、さらに次の第１６ステップＳ１６でデューティ用吸
気温補正係数Ｋ_TATC(0.8〜1.3)が吸気温度Ｔ_Ａに対応し
て決定される。第１７ステップＳ１７では過給圧Ｐ_２の
変化率ΔＰ_２に応じた設定減算デューティＤ_Ｔが、第１
１図のサブルーチンに従って決定される。すなわちスロ
ットル開度θ_THが設定スロットル開度θ_THFBよりも大き
いときには第１２図(a)、(b)、(c)で示すように過給圧Ｐ
_２の変化率ΔＰ_２および機関回転数Ｎ_Ｅによって設定さ
れた設定減算デューティＤ_Ｔが選択され、θ_TH≦θ_THFB
であるときにはＤ_Ｔ＝０とされる。

第１２図(a)は機関回転数Ｎ_Ｅが予め設定されている第
１切換回転数Ｎ_FB1（たとえば３０００ｒｐｍ）以下で
あるときの設定減算デューティＤ_Ｔを示し、第１２図
(b)は機関回転数Ｎ_Ｅが第１切換回転数Ｎ_FB1を超えて第
２切換回転数Ｎ_FB2（たとえば４５００ｒｐｍ）以下で
あるときの設定減算デューティＤ_Ｔを示し、第１２図
(c)は機関回転数Ｎ_Ｅが第２切換回転数Ｎ_FB2未満である
ときの設定減算デューティＤ_Ｔを示すものである。ここ
で設定減算デューティＤ_Ｔは、後述の第１９図に示す通
り目標過給圧Ｐ_2REFよりも低い設定値Ｐ_2STを実際の過
給圧Ｐ_２が超えたときから処理されるもので、過給圧Ｐ
_２の立上がり時のオーバーシュートを防止するためのも
のである。しかもＤ_Ｔを、第１２図および上述のよう
に、機関回転数Ｎ_Ｅおよび過給圧変化率ΔＰ_２に応じて
持替えているが、これは設定値Ｐ_2STに到達する際の機
関回転数Ｎ_Ｅにより、また過給圧変化率ΔＰ_２によりオ
ーバーシュート量に違いがあるため、上記持替えによっ
て各運転域におけるデューティ制御を最適にするものを
目的とするものである。ここではΔＰ_２が大きい程、ま
たＮ_Ｅが大きい程、Ｄ_Ｔは大きく設定される。

さらに第１８ステップＳ１８では、設定加算デューティ
Ｄ_TRBが、第１３図で示すサブルーチンに従って決定さ
れる。すなわちオープンループ制御であってしかも過給
圧Ｐ_２の変化率ΔＰ_２が負の状態であるときには第１４
図(a)、(b)、(c)で示すように−ΔＰ_２および機関回転数
Ｎ_Ｅによって設定されている設定加算デューティＤ_TRB
が選択され、さらに設定減算デューティＤ_Ｔが０とされ
る。またフィードバック制御状態であってΔＰ_２が正で
あるときには設定加算デューティＤ_TRBが０とされる。
この設定加算デューティＤ_TRBも上述の設定減算デュー
ティＤ_Ｔと同様に、機関回転数Ｎ_Ｅおよび−の過給圧変
化率−ΔＰ_２に応じて第１４図に示す通り持替えられる
ものであり、Ｎ_Ｅが大きい程、−ΔＰ_２が大きい程Ｄ
_TRBが大きくなるように設定され、これにより各運転域
においてハンチングの少ない安定した過給圧Ｐ_２が得ら
れるようなデューティ制御が可能となる。すなわち運転
開始から所定領域Ｐ_2STまではＤ_OUT＝１００として可動
ベーン５４を固定ベーン４９との間の空隙流通面積が最
小となるようにして過給圧Ｐ_２を上昇せしめ、過給圧Ｐ
_２が設定圧Ｐ_2STを超えてからはオーバーシュート防止
用の設定減算デューティＤ_Ｔの反動として発生するハン
チングを防止すべく設定加算デューティＤ_TRBを加算す
ることにより各運転域で安定した過給圧制御を可能とす
るものである。したがって第４ステップＳ４から出力さ
れる出力デューティＤ_OUTは、上述の内容および外的要
因を加味した機関の運転状態を総合的に勘案した設定と
なっている。

このように補正係数Ｋ_MODij，Ｋ_PATC，Ｋ_TATC、設定減
算デューティＤ_Ｔおよび設定加算デューティＤ_TRMが決
定された後には第１９ステップＳ１９に進む。

第１９ステップＳ１９では、デューティＤ_OUTが次式に
より補正される。

Ｄ_OUT＝Ｋ_TATC×Ｋ_PATC×Ｋ_MODij×（Ｄ_Ｍ＋Ｄ_TRB−Ｄ
_Ｔ） さらに第２０ステップＳ２０では、オープンループ制御
であることを示すべくフラグＦ＝１とし、第２１ステッ
プＳ２１でデューティＤ_OUTがリミット値を超えていな
いかどうかをチェックする。すなわち機関回転数Ｎ_Ｅに
応じてデューティＤ_Ｔのリミット値が予め設定されてお
り、そのリミット値から外れるかどうかをチェックし、
リミット値から外れていないときに、第４ステップＳ４
でデューティＤ_OUTが出力される。

第１２ステップＳ１２でθ_TH＞θ_THFBであると判断され
たときには、第２２ステップＳ２２に進む。この第２２
ステップＳ２２では、前回のフラグＦが１であるかどう
か、すなわち前回がオープンループ制御状態であったか
どうかが判定され、Ｆ＝１のときには第２３ステップＳ
２３で過給圧Ｐ_２がオープンループにおけるデューティ
制御開始判別過給圧Ｐ_2STを超えるかどうかが判定され
る。このデューティ制御開始判別過給圧Ｐ_2STはＰ_2ST＝
Ｐ_2REF−ΔＰ_2STにより得られるものであり、ΔＰ_2STは
第１５図(a)、(b)、(c)で示すように機関回転数Ｎ_Ｅに応
じて設定されている。ここでΔＰ_2STは、上述のＤ_Ｔ，
Ｄ_TRBと同様に、最適なデューティ制御をすべく機関回
転数Ｎ_Ｅおよび過給圧変化率ΔＰ_２に応じて持替えられ
るものであり、機関回転数Ｎ_Ｅが大きくなる程、また過
給圧変化率ΔＰ_２が大きくなる程大きくなるように設定
される。

第２３ステップＳ２３でＰ_２＞Ｐ_2STであるときには第
２４ステップＳ２４で過給圧Ｐ_２がフィードバック制御
開始判別過給圧Ｐ_2FBを超えるかどうかが判定される。
このフィードバック制御開始判別過給圧Ｐ_2FBは、Ｐ_2FB
＝Ｐ_2REF−ΔＰ_2FBにより得られるものであり、ΔＰ_2FB
は第１６図(a)、(b)、(c)で示すように機関回転数Ｎ_Ｅに
応じて設定されている。すなわちΔＰ_2FBは、前記ΔＰ
_2ST，Ｄ_Ｔ，Ｄ_TRBと同様に、最適なデューティ制御をす
べく機関回転数Ｎ_Ｅおよび過給圧変化率ΔＰ_２に応じて
持替えられるものであり、機関回転数Ｎ_Ｅが大きくなる
程、また過給圧変化率ΔＰ_２が大きくなる程小さくなる
ように設定されており、フィードバック制御開始判別過
給圧Ｐ_2FBは機関回転数Ｎ_Ｅが大きくなる程、また過給
圧変化率ΔＰ_２が大きくなる程大きくなる。この第２４
ステップＳ２４でＰ_２＞Ｐ_2FBであるときには第２５ス
テップＳ２５に進む。

第２５ステップＳ２５では遅延タイマｔ_FBDLYが経過し
ているかどうかが判定され、経過しているときには第２
６ステップＳ２６に進む。また第２２ステップＳ２２で
Ｆ＝０であったときには第２３〜２５ステップＳ２３〜
Ｓ２５を迂回して第２６ステップＳ２６に進み、第２３
ステップＳ２３でＰ_２≦Ｐ_2STであるときには第２７ス
テップＳ２７に、第２４ステップＳ２４でＰ_２≦Ｐ_2FB
であるときには第１３ステップＳ１３に、第２５ステッ
プＳ２５で遅延タイマｔ_FBDLYが経過していないときに
は第１４ステップＳ１４にそれぞれ進む。

第２７ステップＳ２７ではデューティＤ_OUTが１００と
され、次いで第２８ステップＳ２８でタイマｔ_FBDLYを
リセットして第４ステップＳ４に進む。

第２６ステップＳ２６では、過給圧変化率ΔＰ_２の絶対
値がフィードバック制御判定過給差圧Ｇ_dP2を超えるか
どうかが判断される。このフィードバック制御判定過給
差圧Ｇ_dP2はたとえば３０mmＨｇに設定されており、Δ
Ｐ_２の絶対値がフィードバック制御判定過給差圧Ｇ_dp2
を超えるときには第１４ステップＳ１４に戻り、ΔＰ_２
の絶対値がフィードバック制御判定過給差圧Ｇ_dP2以下
であるときには第２９ステップＳ２９に進む。ここで｜
ΔＰ_２｜＞Ｇ_dP2であるときにフィードバック制御を開
始するとハンチングを生じる原因となるので、第１４ス
テップＳ１４に戻ってオープンループ制御を行なうので
あるが、上述の通りオープンループ制御においてＤ_Ｔ，
Ｄ_TRBによる補正を行なってハンチングおよびオーバー
シュートを防止するようにしているので、第２６ステッ
プＳ２６はフェールセーフ機能を果たすことが主眼とな
る。

第２９ステップＳ２９からはフィードバック制御が開始
されるものであり、先ず第２９ステップＳ２９で機関回
転数Ｎ_Ｅおよび吸気温度Ｔ_Ａにより予め設定されている
目標過給圧Ｐ_2REFが検索される。ここでフィードバック
制御は、先ず第１２ステップＳ１２においてθ_TH＞θ
_THFBを満足することが前提となっており、この前提条件
下で機関の運転状態を的確に判断し得るパラメータとし
て機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気温度Ｔ_Ａにより定まる目標
過給圧Ｐ_2REFが検索されるものである。θ_TH＞θ_THFBつ
まり機関の中、高負荷状態では機関回転数Ｎ_Ｅおよびス
ロットル開度θ_THはほぼ同一の挙動を示すものであり、
Ｎ_Ｅは機関の運転状態を示す有効なパラメータとなるも
のである。また吸気温度Ｔ_Ａは、第１図に示した通りイ
ンタクーラ４の下流側の吸気温度であり燃焼室に導入さ
れる吸気状態を的確に示すパラメータとなる。したがっ
て機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気温度Ｔ_Ａで定まるマップに
より目標過給圧Ｐ_2REFを決定することで、機関の運転状
態に即応した値を設定し得ることになる。

次の第３０ステップＳ３０では自動変速機のシフト位置
が第１速位置であるか否かが判定される。第１速位置で
あるときには、第３１ステップＳ３１において前述の第
８図で示したサブルーチンに従って運転状態が判別ゾー
ン（第９図の斜線部）にあるときにＰ_2REF＝Ｐ_2REF−Δ
Ｐ_2REFFなる演算が行なわれ、第３３ステップＳ３３に
進む。このΔＰ_2REFFは、シフト位置が第１速位置にあ
るときに対応して設定される減算値である。また第３０
ステップＳ３０でシフト位置が第１速位置以外の位置に
あると判定されたときには、第３２ステップＳ３２にお
いて前述の第１０図で示したサブルーチンに従ってＰ
_2REF＝Ｐ_2REF−ΔＰ_2REFOSなる演算が行なわれ、第３３
ステップＳ３３に進む。しかもΔＰ２_REFOSはシフト位
置が第１速位置以外の状態にあるときに対応して設定さ
れる減算値である。

第３３ステップＳ３３では吸気圧Ｐ_Ａに応じて予め設定
されている過給圧用大気圧補正係数Ｋ_PAP2ならびにデュ
ーティ用大気圧補正係数Ｋ_PATCが決定され、さらに第３
４ステップＳ３４で次の演算が行なわれる。

Ｐ_2REF＝Ｐ_2REF×Ｋ_PAP2×Ｋ_REFTB 上記式でＫ_REFTBは機関のノック状態に対応した補正係
数である。

第３５ステップＳ３５では、目標過給圧Ｐ_2REFと今回の
過給圧Ｐ_２との偏差の絶対値が設定値Ｇ_P2以上であるか
どうかが判定される。該設定値Ｇ_P2はフィードバック制
御時の不感帯定義圧であり、たとえば２０mmHg程度に設
定される。目標過給圧Ｐ_2REFと実際の過給圧Ｐ_２との偏
差の絶対値が前記設定値Ｇ_P2以上であるときには、第３
６ステップＳ３６に進み、設定値Ｇ_P2未満であるときに
は第４３ステップＳ４３に進む。

第３６ステップＳ３６では、デューティの比例制御項Ｄ
_Ｐが次式により演算される。

Ｄ_Ｐ＝Ｋ_Ｐ×（Ｐ_2REF−Ｐ_２） 上記式においてＫ_Ｐは比例制御項に係るフィードバック
係数であり、第１７図に示すサブルーチンに従って求め
られる。この第１７図において、機関回転数Ｎ_Ｅが第１
切換回転数Ｎ_FB1以下であるときにはＫ_P1が得られると
ともに後述の積分制御項に係るフィードバック係数Ｋ_I1
が得られ、機関回転数Ｎ_Ｅが第１切換回転数Ｎ_FB1を超
えて第２切換回転数Ｎ_FB2以下であるときには、Ｋ_P2，
Ｋ_I2が得られ、さらに機関回転数Ｎ_Ｅが第２切換回転数
Ｎ_FB2を超えるとＫ_P3，Ｋ_I3が得られる。

第３７ステップＳ３７では前述の第１４ステップＳ１４
と同様に、機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気温度Ｔ_Ａに応じた
補正係数Ｋ_MODijが検索され、第３８ステップＳ３８で
は前回のフラグＦが１であるかどうかすなわち初めての
フィードバック制御状態であるかどうかが判定され、Ｆ
＝１であったときには第３９ステップＳ３９で前回の積
分制御項Ｄ_I(n-1)が次式に従って演算される。

Ｄ_I(n-1)＝Ｋ_TATC×Ｋ_PATC×Ｄ_Ｍ×（Ｋ_MODij−１） この演算終了後には第４０ステップＳ４０に進むが、第
３８ステップＳ３８でＦ＝０であったときには第３９ス
テップＳ３９を迂回して第４０ステップＳ４０に進む。

第４０ステップＳ４０では、今回の積分制御項Ｄ_Inが次
式に従って演算される。

Ｄ_In＝Ｄ_I(n-1)＋Ｋ_Ｉ＋（Ｐ_2REF−Ｐ₂） その後、第４１ステップＳ４１でデューティＤ_OUTが演
算される。すなわち、 Ｄ_OUT＝Ｋ_TATC×Ｋ_PATC×Ｄ_Ｍ＋Ｄ_Ｐ＋Ｄ_In なる演算が行なわれ、第４２ステップＳ４２でフラグＦ
＝０とした後に第２１ステップＳ２１に進む。

さらに第３５ステップＳ３５で目標過給圧Ｐ_2REFと実際
の過給圧Ｐ_２との偏差の絶対値が設定値Ｇ_P2未満である
ときには第４３ステップＳ４３でＤ_Ｐ＝０、Ｄ_In＝Ｄ
_I(n-1)とされる。次いで第４４ステップＳ４４ないし第
４７ステップＳ４７では、水温Ｔ_Ｗが或る一定範囲すな
わちＴ_WMODLを超えてＴ_WMODH未満にあるかどうか、リタ
ード量Ｔ_ZRETが０かどうかすなわちノック状態から外れ
ているかどうか、シフト位置が第１速位置以外であるか
どうかを、Ｋ_REFTBが1.0以下であるかどうかが判定さ
れ、それらの条件を全て満たしたときには第４８ステッ
プＳ４８に進み、それらの条件から１つでも外れたとき
には第４１ステップＳ４１に進む。

第４８ステップＳ４８では、デューティ用補正係数Ｋ
_MODijの学習のための係数Ｋ_Ｒが次式に従って演算され
る。

Ｋ_Ｒ＝（Ｋ_TATC×Ｄ_Ｍ＋Ｄ_In）÷（Ｋ_TATC×Ｄ_Ｍ） 次いで第４９ステップＳ４９では、補正係数Ｋ_MODijの
検索および学習を行なうべく、 なる演算が行なわれ、さらに第５０ステップＳ５０で第
４９ステップＳ４９で得られたＫ_MODijが記憶される。

このような電磁制御弁６９におけるソレノイド７０のデ
ューティ制御によると、自動変速機のシフト位置が第１
速位置にあるときには、オープンループ制御状態であれ
ば、第１０ステップＳ１０において機関の運転状態が第
９図の判別ゾーンにあるときに基本デューティＤ_ＭがＤ
_Ｆだけ減算され、フィードバック制御状態では第３１ス
テップＳ３１において前記判別ゾーンにあるときに目標
過給圧Ｐ_2REFがΔＰ_2REFだけ減算される。したがってシ
フト位置が第１速位置であるときの急発進、過負荷等に
よる自動変速機への過負荷を基本デューティＤ_Ｍの減少
に伴う過給圧の減少により防止することができる。また
第１速位置のままオープンループ制御からフィードバッ
ク制御に移行しても、目標過給圧Ｐ_2REFが減算されてい
るので、移行時にハンチングが生じることを防止するこ
とができる。

また第１８図の下方に示すようなシフトチェンジを行っ
た場合を想定する。この場合、シフトチェンジ時には、
機関回転数Ｎ_Ｅが上昇するのに対して、制御手段Ｃによ
るアクチュエータ６０の作動にはタイムラグがある。そ
のため、過給圧Ｐ_２が機関回転数Ｎ_Ｅに対応せず、オー
バーシュートが生じて過給圧Ｐ_２が第１８図の破線で示
すように特に中、高速域からの加速直後のシフトチェン
ジ時に限界値を超えてしまうおそれがある。しかるに、
第１１ステップＳ１１および第３２ステップＳ３２にお
いて、第１０図で示すようなサブルーチンに従ってデュ
ーティＤ_Ｍおよび目標過給圧Ｐ_2REFの減算が行なわれ
る。すなわち、シフトチェンジ時には、スロットル開度
θ_THが所定値θ_THOSを超え、機関回転数Ｎ_Ｅが所定値Ｎ
_EOSを超え、吸気圧Ｐ_Ｂが所定値Ｐ_BOSを超えたとき、す
なわち中、高速域での過給圧Ｐ_２の変化率ΔＰ_２に応じ
て、オープンループ制御では基本デューティＤ_ＭがＤ_OS
だけ減算され、フィードバック制御では目標過給圧Ｐ
_2REFがΔＰ_2REFOSだけ減算される。これにより第１８図
の実線で示すようにシフトチェンジ時のオーバーシュー
トを大幅に減少し、ハンチング現象が生じるのを回避す
ることができ、安定的な過給圧制御が可能となる。

さらにオープンループ制御からフィードバック制御に移
行する際には、第１９図で示すように過給圧Ｐ_２の落ち
込みをカバーして、速やかにフィードバック制御に移行
することができる。すなわち運転開始時にはデューティ
Ｄ_OUTが１００すなわちデューティ比が０％となってお
り、スロットル開度θ_THが設定スロットル開度θ_THFB未
満であるオープンループ制御時には、第１８ステップＳ
１８における第１３図のサブルーチンに従ってＤ_Ｔ＝０
とされる。そしてθ_TH＞θ_THTBとなったときにオープン
ループ制御からフィードバック制御側に移行し始める
が、過給圧Ｐ_２がＰ_2STを超えたときにθ_TH＞θ_THFBで
あるときにはＤ_Ｍ＝Ｄ_Ｍ−Ｄ_Ｔとしてオーバーシュート
を防止する。

ところが上述のようにＤ_Ｔだけ減算すると、その反動で
過給圧Ｐ_２が第１９図の破線で示すように落ち込むこと
がある。しかるにΔＰ_２≦０であればＤ_Ｔ＝０とし、Ｄ
_TRBだけ加算するようにしたので、過給圧Ｐ_２の落ち込
みをカバーしてフィードバック制御に速やかに移行する
ことができ、ハンチング現象のない過給圧制御の拡大が
可能となる。

上述の電磁制御弁６９におけるソレノイド７０のデュー
ティ制御は、電磁開閉弁７２が閉弁している状態で行な
われるものであり、この電磁開閉弁７２が開弁すると、
アクチュエータ６０における第２圧力室６３に吸気圧Ｐ
_Ｂが供給されて、アクチュエータ６０は可変容量ターボ
チャージャ５における可動ベーン５４が固定ベーン４９
との間の空隙流通面積を大とする方向に作動する。

次に第２０図を参照しながら電磁開閉弁７２のソレノイ
ド７３を制御するための制御手段Ｃにおける手順につい
て説明する。ここで第５図のメインルーチンに基づいて
アクチュエータ６０の第１圧力室６２への過給圧Ｐ_２導
入用電磁制御弁６９の作動を制御する他に、アクチュエ
ータ６０の第２圧力室６３に電磁開閉弁７２を介して吸
気圧Ｐ_Ｂを導入することにより、より精密な制御が可能
となる。これは過給圧Ｐ_２を可変容量ターボチャージャ
５およびインタクーラ４間で検出しているのでスロット
ル弁７４の微小な作動を感知し得ないのに対し、吸気圧
Ｐ_Ｂはスロットル弁７４よりも下流側から導出されるの
でスロットル弁７４の微小な作動を検知可能であるから
である。すなわちターボチャージャ５の動きを確実に検
知する過給圧センサＳ_P2と、スロットル弁７４の動きを
確実に検知する吸気圧センサＳ_PBとの両方にてターボチ
ャージャ５含む吸気系全体の作動をより正確に反映する
ことが可能となる。

第１ステップＬ１では、機関の始動後に所定時間たとえ
ば２分間が経過したかどうかが判定され、所定時間が経
過していないときには第２ステップＬ２に進んでソレノ
イド７３が励磁され、アクチュエータ６０により可動ベ
ーン５４が固定ベーン４９との間の流通面積を大とする
方向に作動する。これは冷間時の始動に対処するもので
あり、冷間時の過過給が防止され、また触媒温度を緩や
かに上昇させることができる。この第１ステップＬ１で
所定時間が経過しているときには第３ステップＬ３に進
み、車速Ｖがヒステリシスを有して設定された判定車速
Ｖ_OP3たとえば９０／８７Km／ｈを超えるかどうかが判
定され、Ｖ＞Ｖ_OP3であるときには第４ステップＬ４に
進み、Ｖ≦Ｖ_OP3であるときには第５ステップＬ５に進
む。

第４ステップＬ４では、スロットル開度θ_THが設定スロ
ットル開度変化率Δθ_THOP2未満であるかどうかが判定
される。この設定スロットル開度変化率θ_THOP2はヒス
テリシスを有して設定されており、Δθ_TH＝Δθ_THOP2
であるときには第２ステップＬ２に進み、それ以外のと
きには第５ステップＬ５に進む。

第５ステップＬ５では車速Ｖが設定車速Ｖ_OP1未満であ
るかどうかが判定される。該設定車速Ｖ_OP1はヒステリ
シスを有するものであり、たとえば６５／６３Km／ｈに
設定される。Ｖ＞Ｖ_OP1であれば第７ステップＬ７に進
み、またＶ≧Ｖ_OP1であるときに第６ステップＬ６に進
んでソレノイド７３を消磁する。また第７ステップＬ７
では、車速Ｖが設定車速Ｖ_OP2未満であるかどうかが判
定される。この設定車速Ｖ_OP2はヒステリシスを有する
ものであり、たとえば４／３Km／ｈに設定されている。
Ｖ＞Ｖ_OP2のときには第１２ステップＬ１２に進み、Ｖ
≦Ｖ_OP2のときには第８ステップＬ８に進む。

第８ステップＬ８では前回の車速Ｖが前記設定車速Ｖ
_OP2を超えるかどうかが判定され、Ｖ＞Ｖ_OP2であるとき
には第９ステップＬ９でタイマｔ_OPをリセットした後に
第１０ステップＬ１０に進み、Ｖ≦Ｖ_OP2であるときに
は第１０ステップＬ１０に進む。この第１０ステップＬ
１０では前回が励磁状態であったか否かが判定され、消
磁状態であったときには第６ステップＬ６に進み、励磁
状態であったときには第１１ステップＬ１１でタイマｔ
_OPが設定タイマｔ_OPOを超えるかどうかを判定して、ｔ
_OP＞ｔ_OPOであるときには第６ステップＬ６に、またｔ
_OP≦ｔ_OPOであるときには第２ステップＬ２に進む。

第１２ステップＬ１２では機関回転数Ｎ_Ｅが設定回転数
Ｎ_EOP未満であるかどうかが判定される。この設定回転
数Ｎ_EOPは、ヒステリシスを有するものであり、たとえ
ば２５００／２３００ｒｐｍに設定されている。Ｎ_Ｅ≧
Ｎ_EOPであるときには第６ステップＬ６に、またＮ_Ｅ＜
Ｎ_EOPであるときには第１３ステップＬ１３に進む。

第１３ステップＬ１３では吸気圧Ｐ_Ｂが設定吸気圧Ｐ
_BOP未満であるかどうかが判定される。この設定吸気圧
Ｐ_BOPはヒステリシスを有するものであり、たとえば−
１００／−１５０mmＨｇに設定される。Ｐ_Ｂ≧Ｐ_BOPで
あるときには第６ステップＬ６に、またＰ_Ｂ＜Ｐ_BOPで
あるときには第１４ステップＬ１４に進む。

第１４ステップＬ１４ではスロットル開度θ_THが設定ス
ロットル開度θ_THOP未満であるかどうかが判定される。
この設定スロットル開度θ_THOPはたとえば２０／１５ｄ
ｅｇに設定される。θ_TH≧θ_THOPのときには第６ステッ
プＬ６に進み、θ_TH＜θ_THOPのときには第１５ステップ
Ｌ１５に進む。

さらに第１５ステップＬ１５では、スロットル開度変化
率Δθ_THが正であり、しかもヒステリシスを有して設定
された設定スロットル開度変化率Δθ_THOP1未満である
かどうかが判定され、０＜Δθ_TH＜Δθ_THOP1であると
きには第２ステップＬ２に、またそれ以外のときには第
６ステップＬ６に進む。

このような手順を纏めると、第３ステップＬ３および第
４ステップＬ４の判断で、９０／８７Km／ｈを超える高
車速時には、０＜Δθ_TH＜Δθ_THOP2となる緩加速状態
では可変容量ターボチャージャ５の可動ベーン５４が固
定ベーン４９との間の空隙流通面積を大とする方向に作
動する。これによりポンピングロスを防止することがで
きる。すなわち高車速のクルージング状態では加速を要
求しておらず、可動ベーン５４を過給圧増大側に作動せ
しめることは機関の高回転数により発生する背圧上昇に
伴ってポンピングロスが発生するからである。

また第５ステップＬ５で６５／６３Km／ｈを超える車速
状態ではソレノイド７３を消磁しているが、これはその
ような高車速状態では第５図で示した電磁制御弁６９の
制御で充分であるからである。さらに第７ステップＬ７
ないし第１１ステップＬ１１では４／３Km／ｈ以下の低
車速すなわちほぼ停止している状態で、前回の車速がほ
ぼ停止状態にあるときにはタイマをリセットし、そのタ
イマたとえば１分が経過する間ソレノイド７３を励磁し
て、可動ベーン５４を流通面積が大きくなるように作動
せしめる。これは再スタート時に可動ベーン５４が流通
面積を小とする側にあると、過給圧Ｐ_２が一時的に上昇
して発進ギヤ等に過負荷がかかるので、それを防止する
ためのものである。さらに車速が４／３Km／ｈ以下のと
きに可動ベーン５４が流通面積を小とする側にあると、
可変容量ターボチャージャ５が慣性等で回転していると
きにその回転を助長することになり、その場合スロット
ル開度θ_THはほぼ全閉であるので過給圧がスロットル弁
上流の吸気路内圧を上昇せしめることになる。そこで、
可動ベーン５４を流通面積が大となる方向に作動せしめ
ることにより上記昇圧によるサージングの発生が防止さ
れる。しかも冷間時の発進直後の触媒温度上昇にも寄与
することができる。

それ以外の第１２ないし第１５ステップＬ１２〜Ｌ１５
の判定条件により、Ｖ_OP2＜Ｖ＜Ｖ_OP1，Ｎ_Ｅ＜Ｎ_EOP、
Ｐ_Ｂ＜Ｐ_BOP、θ_TH＜θ_THOP、０＜Δθ_TH＜Δθ_THOP1が
全て成立したとき、すなわち１０モード走行にあるよう
な部分負荷時の緩加速状態では、ソレノイド７３を励磁
して過給圧Ｐ_２を低下させ、それによりポンピングロス
を防止することができる。

以上の実施例では、過給圧Ｐ_２を過給圧センサＳ_P2で検
出するようにしたが、ほぼスロットル全開状態で過給圧
制御を行なうようにすれば、吸気圧センサＳ_PBで検出さ
れる吸気圧Ｐ_Ｂが、過給圧Ｐ_２にほぼ一致するものとし
て過給圧制御を行なうことも可能である。

また以上の実施例では可動ベーン５４を作動させて容量
を変化させるようにした可変容量ターボチャージャを取
上げて説明したが、本発明は、ウェストゲート方式およ
び過給圧リリーフ方式の可変容量ターボチャージャにも
適用可能であり、さらに機関の出力動力により駆動され
る所謂スーパーチャージャにも適用可能である。

Ｃ．発明の効果 以上のように本発明方法によれば、過給圧の制御をフィ
ードバック制御へ移行すべき時であると判断されても、
過給圧が所定量を超えてから所定時間を経過するまでは
フィードバック制御が開始されず、しかもそのフィード
バック制御開始の遅延時間は、過給圧変化率が小さい時
に短く、また同変化率が大きい時に長くなるように設定
されているので、過給圧変化率に応じた過不足のない適
正な遅延時間を以てフィードバック制御へ移行すること
ができ、従って、過給圧が急激に上昇するような過渡状
態においても、過給圧の異常上昇およびハンチング現象
の発生を効果的に防止することができると共に、円滑且
つ速やかなフィードバック制御への移行を精度よく確実
に行なうことが可能となり、特に加速時の過給圧制御を
的確に且つ安定よく行わせる上で有効である。

更に第２の特徴によれば、上記所定値を、過給圧変化率
に応じて変化するように設定することができるから、前
述の如くフィードバック制御への開始遅延時間を過給圧
変化率に応じて設定する効果とも相俟って、フィードバ
ック制御への移行を一層精度よく行わせることができ
る。

【図面の簡単な説明】

図面は本発明の一実施例を示すもので、第１図は内燃機
関の吸気系および排気系を示す全体概略図、第２図は可
変容量ターボチャージャの拡大縦断側面図、第３図は第
２図のIII−III線断面図、第４図は第２図のIV−IV線断
面図、第５図は電磁制御弁を制御するためのメインルー
チンを示すフローチャート、第６図はタイマ選択のため
のサブルーチンを示すフローチャート、第７図は高過給
圧判定ガード値を示すグラフ、第８図は第１速位置での
基本デューティおよび目標過給圧の減算サブルーチンを
示すフローチャート、第９図は第８図のサブルーチンで
用いる判別ゾーンを示す図、第１０図は第１速位置以外
での基本デューティおよび目標過給圧の減算サブルーチ
ンを示すフローチャート、第１１図は設定減算デューテ
ィ決定のためのサブルーチンを示すフローチャート、第
１２図は設定減算デューティのマップを示す図、第１３
図は設定加算デューティ決定のためのサブルーチンを示
すフローチャート、第１４図、第１５図および第１６図
はＤ_TRB、ΔＰ_2ST、ΔＰ_2FBの設定マップをそれぞれ示
す図、第１７図は比例制御項および積分制御項に係るフ
ィードバック係数を決定するサブルーチンを示すフロー
チャート、第１８図はシフトチェンジ時の吸気圧の変化
を示す図、第１９図はオープンループ制御からフィード
バック制御への移行時のデューティおよび過給圧の変化
を示す図、第２０図は電磁開閉弁を制御するためのメイ
ンルーチンを示すフローチャートである。 ５…可変容量ターボチャージャ、Ｐ_２…過給圧、Ｐ_2FB
…所定圧、Ｐ_2REF…目標過給圧、ｔ_FBDLY…所定時間

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 秋山 英哲 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式会 社本田技術研究所内 (56)参考文献 特開 昭62−153523（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−212625（ＪＰ，Ａ)

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】機関の所定の運転状態では、実際の過給圧
   （Ｐ_２）と目標過給圧（Ｐ_2REF）との偏差に基づいて過
   給圧（Ｐ_２）が目標過給圧（Ｐ_2REF）となるようにフィ
   ードバック制御を行なう内燃機関の過給圧制御方法にお
   いて、フィードバック制御へ移行すべきと判断された時
   には、過給圧（Ｐ_２）が所定値（Ｐ_2FB）を超えてから
   所定時間（ｔ_FBDLY）を経過した後に、フィードバック
   制御が開始され、前記所定時間（ｔ_FBDLY）は、過給圧
   変化率（ΔＰ_２）が小さい時に短く、また同変化率（Δ
   Ｐ_２）が大きい時に長くなるように設定されることを特
   徴とする、内燃機関の過給圧制御方法。
2. 【請求項２】前記所定値（Ｐ_2FB）は、過給圧変化率
   （ΔＰ_２）に応じて変化するように設定されることを特
   徴とする、第項記載の内燃機関の過給圧制御方法。