MX2007012741A

MX2007012741A - Aparato de control y metodo de control.

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Publication number: MX2007012741A
Application number: MX2007012741A
Authority: MX
Inventors: Yuji Yasui; Kosuke Higashitani; Ikue Kawasumi
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 2006-10-11
Filing date: 2007-10-11
Publication date: 2009-02-03
Also published as: CA2606408C; CN101162000A; EP1911954A1; CN101162000B; CA2606408A1; JP2008095584A; JP4340676B2; US20080091332A1; US7487031B2; EP1911954B1; DE602007011371D1

Abstract

Un aparato de control el cual es capaz de compensar para un error de control adecuado y rápidamente a un bajo una condición donde el error de control se incrementa temporalmente por ejemplo, por la degradación de confiabilidad de los resultados de detección de los parámetros de referencia diferentes a las variables controladas, por lo que lo hace posible para asegurar una exactitud elevada de control. Un controlador de relación aire-combustible del aparato de control calcula un valor estimado de error de relación aire-combustible y un peso de error, calcula un error modificado, calcula el valor de corrección de elevación básico de modo que el error modificado llega a ser igual a 0, calcula un valor de corrección de elevación, calcula la elevación de valor corregida agregando el valor de corrección de elevación para la elevación de válvula, calcula una primera cantidad de aire de admisión estimada para el control de alimentación positiva de una relación aire-combustible de acuerdo a la elevación de válvula, calcula un coeficiente de corrección de relación aire-combustible para el control de alimentación negativa de la relación de aire-combustible, y calcula una cantidad de inyección de combustible de acuerdo a estos.

Description

APARATO DE CONTROL Y MÉTODO DE CONTROL CAMPO DE LA INVENCIÓN La presente invención se relaciona con un aparato de control que calcula una entrada de control con base en un valor calculado por un método de control de alimentación negativa y un valor calculado por un método de control de alimentación positiva, para controlar por consiguiente una variable utilizada utilizando la entrada de control, y un método de control.

ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN Convencionalmente , como un aparato de control de este tipo, la presente solicitud ya ha propuesto un aparato de control descrito en la Publicación de Patente Japonesa Abierta al Público (Kokai) No. 2005-315161. Este aparato de control controla la relación de aire-combustible de una mezcla en un motor de combustión interna como una variable controlada, con base en una cantidad de combustible como una entrada de control, y se comprende de un sensor de flujo de aire que detecta la magnitud de flujo del aire que fluye a través de un pasaje de admisión del motor, un sensor de ángulo de piloto que detecta una elevación de la válvula, un sensor de ángulo de leva que detecta la fase de un árbol de leva para accionar una válvula de admisión para abrir y cerrar la misma, con relación a un cigüeñal (en lo sucesivo referido como "la fase de leva"), y un sensor de ángulo de cigüeñal. Adicionalmente , el motor incluye el pasaje de admisión que tiene un diámetro grande, así como también un mecanismo de elevación de válvula variable y un mecanismo de fase de leva variable como mecanismos de admisión variable. En el motor, la elevación de la válvula y la fase de leva se cambia según se desee por el mecanismo de elevación de válvula variable y el mecanismo de fase de leva variable, respectivamente, con lo cual la cantidad de aire de admisión se cambia según se desee. En el aparato de control anterior, como una cantidad de aire de admisión, una primera cantidad de aire de admisión estimada se calcula en una región de carga baja con base en la elevación de la válvula y la fase de leva, y en una región de carga alta, una segunda cantidad de aire de admisión estimada se calcula con base en la magnitud de flujo de aire. En una región de carga entre la región de carga baja y la región de carga alta, se calcula un valor promedio ponderado de la primera y segunda cantidades de aire de admisión estimadas. Esto es porque en la región de carga baja donde la conflabilidad de la segunda cantidad de aire de admisión estimada es menor que aquella de la primera cantidad de aire de admisión estimada debido al diámetro grande del sistema de admisión del motor, se emplea la primera cantidad de aire de admisión estimada más alta en conflabilidad, mientras que en la región de carga alta en la cual se presenta un estado opuesto al estado anterior en la región de carga baja, se emplea la segunda cantidad de aire de admisión estimada más alta en conflabilidad. Adicionalmente , se calcula una cantidad de combustible básica como un valor para utilizarse en el control de alimentación positiva de la relación de aire-combustible con base en la cantidad de aire de admisión calculada de esta manera, y se calcula un coeficiente de corrección de la relación de aire-combustible con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, de modo que se hace que la relación de aire-combustible converja a una relación de aire-combustible objetivo. Se calcula una cantidad de combustible final con base en un valor obtenido al multiplicar una cantidad de combustible básica por el coeficiente de corrección de relación de aire-combustible. Entonces, esta cantidad de combustible se inyecta en los cilindros mediante válvulas de inyección de combustible, con lo cual la relación de aire-combustible se controla en forma precisa de modo que llegue a ser igual que la relación de aire-combustible objetivo. De acuerdo con el aparato de control descrito en lo anterior, cuando las señales de detección del sensor de ángulo de pivote, el sensor de ángulo de leva, y el sensor de ángulo de cigüeñal se desplazan debido a cambios en la temperatura, por ejemplo, o cuando las características estáticas de un mecanismo de elevación de válvula variable y un mecanismo de fase de leva variable (es decir, la interrelación entre la elevación de la válvula y la fase de leva con respecto a la entrada de control) se cambian por el desgaste de los componentes de los dos mecanismos variables, la adhesión de suciedad, y el juego producido por el envejecimiento, la conflabilidad de los resultados de detección por los sensores disminuye, lo cual puede resultar en un incremento temporal en el error de control de la relación de aire-combustible. Más específicamente, cuando la primera cantidad de aire de admisión estimada deja de representar una cantidad de aire de admisión real, y se desvía de la cantidad de aire de admisión real, existe un temor de que la cantidad de combustible no pueda calcularse apropiadamente como una entrada de control en la región de carga baja donde la primera cantidad de aire de admisión estimada se utiliza como la entrada de control. En tal caso, la diferencia entre la relación de aire-combustible como la variable controlada y la relación de aire-combustible objetivo, es decir, el error de control, se incrementa. Aunque el error de control puede compensarse además del coeficiente de corrección de la relación de aire-combustible en un estado estable ya que el coeficiente de corrección de la relación de aire-combustible se calcula con el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, toma tiempo antes de que el error de control se compense además del coeficiente de corrección de la relación de aire-combustible. Por lo tanto, por ejemplo cuando el error de control se incrementa en forma temporal, la precisión del control se degrada en forma temporal, lo cual resulta en combustión inestable y eficiencia de combustión degradada. El problema descrito en lo anterior es propenso a ser más prominente en un estado de operación transitorio del motor.

SUMARIO DE LA INVENCIÓN Es un objeto de la presente invención proporcionar un aparato de control y un método de control los cuales sean capaces de compensar un error de control en forma apropiada y rápida incluso bajo una condición donde el error de control se incremente en forma temporal por ejemplo por la conflabilidad degradada de los resultados de detección de los parámetros de referencia diferentes a las variables controladas, haciendo posible por consiguiente garantizar una precisión de control de alto nivel. Para alcanzar el objeto anterior, en un primer aspecto de la presente invención, se proporciona un aparato de control para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, que comprende medios de detección de la variable controlada para detectar la variable controlada, medios de detección del parámetro de referencia para detectar un parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado, medios de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada, y medios de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el parámetro de referencia, utilizando un modelo de correlación representativo de una correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, calcular un segundo valor de entrada para realizar el control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se hace que la variable controlada converja al valor objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde el medio de calculo de entrada de control comprende un medio para calcular parámetros de error para calcular un parámetro de error indicadito de un error de control que se compensará además del primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo, medio para calcular el parámetro de grado de influencia para calcular un parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del parámetro de referencias sobre el parámetro de error al utilizar un modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el parámetro de grado de influencia y el parámetro de referencia, medio para calcular parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el parámetro de grado de influencia, medio de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error corregido, y medio de cálculo del primer valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado. En el caso de este aparato de control el cual calcula el primer valor de entrada para el control de alimentación positiva de la variable controlada de acuerdo con el parámetro de referencia, utilizando el modelo de correlación representativo de la correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, un error de control se presenta no sólo debido a una alteración sino también debido a la incapacidad del modelo de correlación para representar apropiadamente una correlación real entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, por ejemplo debido a la conflabilidad degradada de los resultados de detección del parámetro de referencia, en otras palabras, debido a la desviación del modelo de correlación de la correlación real entre los mismos, y se calcula un parámetro de error de manera que represente el error de control. En este caso, como se describe en lo anterior, toma tiempo compensar el error de control representado por el parámetro de error si la compensación se llevara a cabo utilizando el segundo parámetro de valor de entrada calculado con un algoritmo de control de alimentación negativa. En contraste, con la configuración de este aparato de control, el parámetro del grado de influencia indicativo del grado de influencia del parámetro de referencia sobre el parámetro de error se calcula utilizando el modelo de grado de influencia representativo de la correlación entre el parámetro del grado de influencia y el parámetro de referencia, y el parámetro de error corregido se calcula al corregir el parámetro de error por el parámetro de grado de influencia, de modo que, el parámetro de error corregido se calcula tal que refleje el grado de la influencia del parámetro de referencia sobre el parámetro de error. Adicionalmente , el modelo de correlación representativo de la correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada se modifica con base en el parámetro de error corregido, y el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado. Por lo tanto, no sólo cuando el error de control se incrementa temporalmente por una alteración sino también cuando el parámetro de error, es decir el error de control se incrementa temporalmente por ejemplo debido a la degradación de la conflabilidad de los resultados de detección del primer parámetro de referencia, el error de control puede compensarse apropiadamente justo lo suficiente por el primer valor de entrada. Si el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado de acuerdo con el parámetro de error sin utilizar el parámetro de grado de influencia en este aspecto de la presente invención, cuando el valor calculado del parámetro de error se genera principalmente por la desviación del modelo de correlación descrito en lo anterior, es decir, cuando el grado de influencia del parámetro de referencia sobre el parámetro de error es grande, el parámetro de error, es decir el error de control puede compensarse apropiadamente además del primer valor de entrada calculado como en lo anterior. Sin embargo, cuando el grado de la influencia del parámetro de referencia sobre el parámetro de error es pequeño, es decir cuando el parámetro de error se genera principalmente por una alteración diferente a la desviación del modelo de correlación y similares, es imposible compensar apropiadamente el error de control por el primer valor de entrada, lo que resulta en sobrecompensación o subcompensación para el error de control. Sin embargo, para superar este problema, al utilizar el parámetro de grado de influencia descrito en lo anterior, el error de control puede compensarse apropiadamente justo lo suficiente por el primer valor de entrada. Además, al utilizar un mapa dimensional N (N es un número natural no menor de 2) el cual se utiliza generalmente en el método de control de alimentación positiva para representar la correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, y una ecuación de cálculo que representa la correlación entre los mismos, como el modelo de correlación, el error de control indicado por el parámetro de error puede compensarse más rápidamente que en el caso donde el mismo se compensa por el segundo valor de entrada. Esto hace posible evitar que el error de control se incremente. Como se describe en lo anterior, incluso bajo la condición donde el error de control se incrementa temporalmente debido a la conflabilidad degradada de los resultados de detección del parámetro de referencia, es posible compensar el error de control en forma apropiada y rápida, por consiguiente haciendo posible garantizar precisión de control de alto nivel (Debe notarse que en toda la especificación, el término "modelo de correlación" no se limita a un modelo de superficie de respuesta o un modelo matemático sino que incluye todos los modelos los cuales representan la correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, tal como el mapa dimensional N (N es un número natural no menor de 2) y un algoritmo de cálculo predeterminado. Similarmente , en toda la especificación, el término "modelo de grado de influencia" no se limita a un modelo de superficie de respuesta o un modelo matemático sino que incluye todos los modelos los cuales representan la correlación entre el parámetro del grado de influencia y el parámetro de referencia, tal como el mapa dimensional N y un algoritmo de cálculo predeterminado. Adicionalmente , el término "detección de un parámetro" no se limita a la detección directa del parámetro por un sensor, sino que incluye el cálculo o estimación del mismo. Además de esto, el término "cálculos de un parámetro" no se limita a un cálculo o estimación del mismo, sino que incluye la detección directa del mismo por un sensor) . De preferencia, el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un primer algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que específica un proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, y el medio de modificación de modelo calcula un valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que específica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, y modifica el modelo de correlación por el valor de modificación, en donde en el segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llega a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el primer algoritmo de control de especificación de repuesta predeterminado. Con la configuración de la modalidad preferida, el segundo valor de entrada se calcula con el algoritmo al cual se aplica el primer algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que especifica la proporción de convergencia de la diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, y el valor de modificación para modificar el modelo de correlación se calcula con el algoritmo al cual se aplica el segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que especifica la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0. Cuando los dos algoritmos de control de especificación de respuesta se emplean, como se describe en lo anterior, si las proporciones de convergencia de los parámetros utilizados en los mismos a 0 se ajustan al mismo valor, existe un temor de que los dos algoritmos de control de especificación de respuesta interfieran entre sí, provocando un comportamiento oscilante o un estado inestable del sistema de control. En contraste, de acuerdo con este aparato de control, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 en el segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado se ajusta de modo que llega a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el primer algoritmo de control de especificación de repuesta predeterminado, con lo cual se evita que los dos algoritmos de control de especificación de respuesta interfieran entre sí. Esto hace posible evitar que el sistema de control exhiba un comportamiento oscilante debido a la interferencia entre los dos algoritmos de control de especificación de respuesta, haciendo posible por consiguiente garantizar la estabilidad del sistema de control . De preferencia, el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación de aire-combustible de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable. Con la configuración de la modalidad preferida, la relación de aire-combustible de la mezcla se controla por la cantidad de combustible que se suministrará al motor, y la cantidad de combustible que se suministrará al motor se calcula con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada. Un modelo de correlación representativo de la correlación entre el parámetro de condición de operación y el primer valor de entrada se modifica de acuerdo con el parámetro de error corregido, y el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado. Como resultado, incluso cuando el modelo de correlación deja de representar apropiadamente la correlación real entre el parámetro de condición de operación y el primer valor de entrada, debido a la conflabilidad degradada de los resultados de detección del parámetro de condición de operación, diferente a una alteración, y el error de control de la relación de aire-combustible es propenso a incrementarse temporalmente, es posible compensar el error de control incrementado justo lo suficiente en forma apropiada y rápida por el primer valor de entrada calculado utilizando el modelo de correlación modificado, lo cual hace posible evitar que el error de control se incremente. Como resultado, es posible asegurar una precisión de control de alto nivel del control de relación de aire-combustible incluso en un estado transitorio del motor. De preferencia, el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad rotacional del motor. Con la configuración de la modalidad preferida, la velocidad de las ruedas del vehículo se controla por la salida del motor, y la salida del motor se calcula con base en el primer y segundo valores de entrada. El modelo de correlación representativo de la correlación entre el primer valor de entrada y el valor límite de la salida del motor o la velocidad rotacional del motor se modifica de acuerdo con el parámetro de error corregido, y el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado. De esta manera, incluso cuando el modelo de correlación llega a ser incapaz de representar apropiadamente la correlación real entre el primer valor de entrada y el valor límite de la salida del motor o la velocidad rotacional del motor, debido a cambios impredecibles en condiciones diferentes a una alteración, tales como degradación por envejecimiento de las características de salida del motor, variaciones entre motores individuales, cambios en el grado de desgaste de los neumáticos, y cambios en la resistencia friccional de las superficies de la carretera, y por lo tanto el error de control es propenso a incrementarse temporalmente, es posible compensar en forma apropiada y rápida el error de control justo lo suficiente, por el primer valor de entrada calculado utilizando el modelo de correlación modificado, haciendo posible por consiguiente suprimir el incremento en el error de control. Como resultado, es posible garantizar precisión de control de nivel más alto de la velocidad de las ruedas que por un método de corrección (o modificación) de programación de ganancias. En resumen, puede desarrollarse un control de tracción de nivel más alto. Para alcanzar el objetivo anterior, en un segundo aspecto de la presente invención, existe un aparato de control para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, que comprende medios de detección de variable controlada para detectar la variable controlada, medios de detección del primer parámetro de referencia para detectar un primer parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado, medio de detección del segundo parámetro de referencia para detectar un segundo parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada y el primer parámetro de referencia del objeto controlado, medio de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada, y medio de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el primer parámetro de referencia y el segundo parámetro de referencia, utilizando un modelo de correlación representativo de una correlación entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia, y el primer valor de entrada, calcular un segundo valor de entrada para realizar el control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se hace que la variable controlada converja al valor objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde el medio de calculo de entrada de control comprende un medio de cálculo de parámetro de error para calcular un parámetro de error indicativo de un error de control que se compensará por el primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo; medios de cálculo de valor de modificación para calcular un valor de modificación para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error, medio de cálculo del primer parámetro del grado de influencia para calcular un primer parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un primer modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el primer parámetro de grado de influencia y el primer parámetro de referencia, medios de calculo de valor de modificación corregida para calcular un valor de modificación corregido al corregir el valor de modificación por el primer parámetro de grado de influencia, medio de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el valor de modificación corregida, y medio de cálculo del primer valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado. En el caso de este aparato de control el cual calcula el primer valor de entrada para el control de alimentación positiva de la variable controlada de acuerdo con el parámetro de referencia, utilizando el modelo de correlación representativo de la correlación entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia y el primer valor de entrada, un error de control se presenta no sólo debido a una alteración sino también debido a la incapacidad del modelo de correlación para representar apropiadamente una correlación real entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia y el primer valor de entrada, por ejemplo debido a la conflabilidad degradada de los resultados de detección del primer parámetro de referencia, en otras palabras, debido a la desviación del modelo de correlación de la correlación real entre los mismos, y se calcula un parámetro de error de modo que represente el error de control. En este caso, como se describe en lo anterior, toma tiempo compensar el error de control representado por el parámetro de error sí la compensación se llevara a cabo utilizando el segundo parámetro de valor de entrada. En contraste, con la configuración de este aparato de control, el valor de modificación para modificar el modelo de correlación se calcula de acuerdo con el parámetro de error, y el primer parámetro de grado de influencia indicativo del grado de influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error se calcula utilizando el primer modelo de grado de influencia representativo de la correlación entre el primer parámetro de grado de influencia y el primer parámetro de referencia.

El valor de modificación corregido se calcula al corregir el valor de modificación por el primer parámetro de grado de influencia. De esta manera, el valor de modificación corregido se calcula de modo que refleje el grado de influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error. Adicionalmente , el modelo de correlación se modifica utilizando el valor de modificación corregido calculado de esta manera, y el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado. Por lo tanto, incluso cuando el error de control indicado por el parámetro de error se incrementa temporalmente debido a la conflabilidad degradada de los resultados de detección del primer parámetro de referencia, es posible compensar apropiadamente el error de control justo lo suficiente por el primer valor de entrada calculado como en lo anterior. Si el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado por el valor de modificación sin utilizar el primer parámetro de grado de influencia en este aspecto de la presente invención, cuando el valor calculado del parámetro de error se genera principalmente por desviación del modelo de correlación descrito en lo anterior, es decir, cuando el grado de la influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error es grande, el error de control indicado por el parámetro de error puede compensarse apropiadamente por el primer valor de entrada calculado según lo anterior. Sin embargo, cuando el grado de la influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error es pequeño, es decir cuando el parámetro de error se genera principalmente por una alteración diferente a la desviación del modelo de correlación y similares, es imposible compensar apropiadamente el error de control por el primer valor de entrada, lo que resulta en sobrecompensación o subcompensación del error de control. Por lo tanto, al utilizar el primer parámetro de grado de influencia descrito en lo anterior, el error de control puede compensarse apro iadamente justo lo suficiente por el primer valor de entrada. Además, al utilizar un mapa dimensional (M es un número natural no menor de 3) el cual se utiliza generalmente en el método de control de alimentación positiva para representar la correlación entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia, y el primer valor de entrada, y una ecuación de cálculo que representa la correlación entre los mismos, para el modelo de correlación, el error de control puede compensarse más rápidamente que en un caso donde el parámetro de error se compense por el segundo valor de entrada. Como se describe en lo anterior, incluso bajo una condición donde el error de control se incrementa en forma temporal por ejemplo debido a la conflabilidad degradada de los resultados de detección del primer parámetro de referencia, es posible compensar el error de control en forma apropiada y rápida, lo que hace posible por consiguiente garantizar la precisión de control de alto nivel (Debe notarse que en toda la especificación, el término "primer modelo de grado de influencia" no se limita a un modelo de superficie de respuesta o un modelo matemático sino que incluye todos los modelos los cuales representan la correlación entre el primer parámetro de grado de influencia y el parámetro de referencia, tal como el mapa dimensional N y un algoritmo de cálculo predeterminado) . De preferencia, el aparato de control además comprende un medio de cálculo del segundo parámetro de grado de influencia para calcular un segundo parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del segundo parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un segundo modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el segundo parámetro de grado de influencia y el segundo parámetro de referencia, y medio de cálculo de parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el segundo parámetro de grado de influencia; en donde el medio de cálculo de valor de modificación calcula el valor de modificación de acuerdo con el parámetro de error corregido. Con la configuración de la modalidad preferida, el segundo parámetro de grado de influencia indicativo del grado de influencia del segundo parámetro de referencia sobre el parámetro de error se calcula utilizando el segundo modelo de grado de influencia representativo de la correlación entre el segundo parámetro de grado de influencia y el segundo parámetro de referencia. El parámetro de error corregido se calcula al corregir el parámetro de error por el segundo parámetro de grado de influencia, y el valor de modificación se calcula de acuerdo con el parámetro de error corregido. Por lo tanto, el valor de modificación se calcula de modo que refleje el grado de influencia del segundo parámetro de referencia sobre el parámetro de error. Adicionalmente , el modelo de correlación se modifica utilizando el valor de modificación corregido obtenido al corregir el valor de modificación, y el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado, de modo que incluso bajo una condición donde el error de control indicado por el parámetro de error se incremente temporalmente por el primer valor de entrada calculado de esta manera, el error de control puede compensarse apropiadamente justo lo suficiente. Además, al utilizar el mapa dimensional M (M es un número natural no menor de 3) el cual se utiliza generalmente en el método de control de alimentación positiva para representar la correlación entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia y el primer valor de entrada, y una ecuación de cálculo que representa la correlación entre los mismos, para el modelo de correlación, el error de control indicado por el parámetro de error puede compensarse más rápidamente que en un caso donde el parámetro de error se compense además por el segundo valor de entrada. Como se describe en lo anterior, incluso bajo una condición donde el error de control se incrementa temporalmente no por una alteración sino por ejemplo por la conflabilidad degradada de los resultados de detección del segundo parámetro de referencia, es posible compensar el error de control en forma apropiada y rápida, lo que hace posible por consiguiente asegurar una precisión de control de un nivel más alto (Debe notarse que en toda la especificación, "segundo modelo de grado de influencia" no se limita a un modelo de superficie de respuesta o un modelo matemático sino que incluye todos los modelos los cuales representan la correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, tal como el mapa dimensional N y un algoritmo de cálculo predeterminado.

Más preferiblemente, el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un primer algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado para especificar una proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, y el medio de cálculo de valor de modificación calcula el valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, en donde en el segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llegue a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el primer algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado. Con las configuraciones de estas modalidades preferidas, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por la modalidad preferida correspondiente del primer aspecto de la presente invención . De preferencia, el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación de aire-combustible de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el segundo parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable. Con la configuración de la modalidad preferida, la relación de aire-combustible de la mezcla se controla por la cantidad de combustible que se suministrará al motor, y la cantidad de combustible que se suministrará al motor se calcula con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada. Un modelo de correlación representativo de la correlación entre el primer parámetro de referencia, el parámetro de condición de operación y el primer valor de entrada se modifica de acuerdo con el parámetro de error corregido, y el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado. Como resultado, incluso cuando el modelo de correlación deja de representar apropiadamente la correlación real entre el primer parámetro de referencia, el parámetro de condición de operación, y el primer valor de entrada, debido a la conflabilidad degradada de los resultados de detección del parámetro de condición de operación y similares, y el error de control de la relación de aire- combustible es propenso a incrementarse temporalmente, es posible compensar el error de control incrementado justo lo suficiente en forma apropiada y rápida por el primer valor de entrada calculado utilizando el modelo de correlación modificado, el cual hace posible evitar que el error de control se incremente. Como resultado, es posible asegurar una precisión de control de alto nivel del control de relación de aire-combustible incluso en un estado transitorio del motor. De preferencia, el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el segundo parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad rotacional del motor. Con la configuración de la modalidad preferida, la velocidad de las ruedas del vehículo se controla por la salida del motor, y la salida del motor se calcula con base en el primer y segundo valores de entrada. El modelo de correlación representativo de la correlación entre el primer parámetro de referencia, el valor límite de la salida del motor o la velocidad rotacional del motor, y el primer valor de entrada se modifica de acuerdo con el parámetro de error corregido, y el primer valor de entrada se calcula utilizando el modelo de correlación modificado. De esta manera, incluso cuando el modelo de correlación llega a ser incapaz de representar apropiadamente la correlación real entre el primer parámetro de referencia, el valor límite de la salida del motor o la velocidad rotacional del motor, y el primer valor de entrada debido a cambios impredecibles en condiciones diferentes a una alteración, tal como degradación por enve ecimiento de las características de salida del motor, variaciones entre motores individuales, cambios en el grado de desgaste de los neumáticos, y cambios en la resistencia friccional de las superficies de la carretera, y por lo tanto el error de control es propenso a incrementarse temporalmente, es posible compensar en forma apropiada y rápida el error de control justo lo suficiente, por el primer valor de entrada calculado utilizando el modelo de correlación modificado, lo que hace posible por consiguiente suprimir el incremento en el error de control. Como resultado, es posible garantizar precisión de control de nivel más alto de la velocidad de las ruedas que por un método de corrección (o modificación) de programación de ganancias. En resumen, puede desarrollarse un control de tracción de un nivel más alto . Para lograr el objeto, en un tercer aspecto de la presente invención, se proporciona un método para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, que comprende una etapa de detección de variable controlada para detectar la variable controlada, una etapa de detección de parámetro de referencia para detectar un parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado, una etapa de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada, y una etapa de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el parámetro de referencia, utilizar un modelo de correlación representativo de una correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, calcular un segundo valor de entrada para realizar control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se hace que la variable controlada converja al valor objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde la etapa de cálculo de entrada de control comprende una etapa de cálculo de parámetro de error para calcular un parámetro de error indicativo de un error de control que se compensará por el primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo, una etapa de cálculo de parámetro de grado de influencia para calcular un parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del parámetro de referencia sobre el parámetro de error al utilizar un modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el parámetro del grado de influencia y el parámetro de referencia, una etapa de cálculo de parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el parámetro de grado de influencia, una etapa de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error corregido, y una etapa de cálculo de primer valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado. Con la configuración del tercer aspecto de la presente invención, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por el primer aspecto de la presente invención. De preferencia, el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un primer algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, la etapa de modificación de modelo incluye calcular un valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, y modificar el modelo de correlación por el valor de modificación, y en el segundo algoritmo de control de especificación de control de respuesta predeterminada, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llegue a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el primer algoritmo de control de especificación de repuesta predeterminado . De preferencia, el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación de aire-combustible de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable. De preferencia, el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad rotacional del motor. Con las configuraciones de estas modalidades preferidas, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por las modalidades preferidas del primer aspecto de la presente invención. Para lograr el objeto, en un cuarto aspecto de la presente invención, se proporciona un método para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, que comprende una etapa de detección de variable controlada para detectar la variable controlada, un una etapa de detección de primer parámetro de referencia para detectar un primer parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado, una etapa de detección del segundo parámetro de referencia para detectar un segundo parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada y al primer parámetro de referencia del objeto controlado, una etapa de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada, y una etapa de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para el control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el primer parámetro de referencia y el segundo parámetro de referencia, utilizar un modelo de correlación representativo de una correlación entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia y el primer valor de entrada, calcular un segundo valor de entrada para realizar control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se hace que la variable controlada converja al valor objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde la etapa de cálculo de entrada de control comprende una etapa de cálculo de parámetro de error para calcular un parámetro de error indicativo de un error de control que se compensará por el primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo, una etapa de cálculo de valor de modificación para calcular un valor de modificación para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error, una etapa de cálculo de primer parámetro de grado de influencia para calcular un primer parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un primer modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el primer parámetro de grado de influencia y el primer parámetro de referencia, una etapa de cálculo de valor de modificación corregido para calcular un valor de modificación corregido al corregir el valor de modificación por el primer parámetro de grado de influencia, una etapa de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el valor de modificación corregido, y una etapa de cálculo del primer valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado. Con la configuración del cuarto aspecto de la presente invención, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por el segundo aspecto de la presente invención. De preferencia, el método además comprende una etapa de cálculo de segundo parámetro de grado de influencia para calcular un segundo parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del segundo parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un segundo modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el segundo parámetro de grado de influencia y el segundo parámetro de referencia, y una etapa de cálculo de parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el segundo parámetro de grado de influencia, en donde la etapa de cálculo de valor de modificación incluye calcular el valor de modificación de acuerdo con el parámetro de error corregido. Más preferiblemente, el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un primer algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado para especificar una proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, la etapa de cálculo de valor de modificación incluye calcular el valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, y en el segundo algoritmo de control de especificación de respuesta predeterminado, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llega a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el primer algoritmo de control de especificación de repuesta predeterminado. De preferencia, el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación de aire-combustible 6 de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el segundo parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable. De preferencia, el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el segundo parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad rotacional del motor. Con las configuraciones de estas modalidades preferidas, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por las modalidades preferidas del segundo aspecto de la presente invención. Lo anterior y otros objetos, características, y ventajas de la presente invención llegarán a ser más aparentes a partir de la siguiente descripción detallada tomada en conjunto con los dibujos anexos.

BREVE DESCRIPCIÓN DE LAS FIGURAS La FIGURA 1 es un diagrama esquemático de un motor de combustión interna al cual se aplica un aparato de control de acuerdo con una primera modalidad de la presente invención; la FIGURA 2 es un diagrama de bloque esquemático del aparato de control; la FIGURA 3 es una vista en corte transversal esquemática de un mecanismo de accionamiento de válvula de admisión variable y un mecanismo de accionamiento de válvula de escape del motor; la FIGURA 4 es una vista en corte transversal esquemática de un mecanismo de elevación de válvula variable del mecanismo de accionamiento de válvula de admisión variable; la FIGURA 5A es un diagrama que muestra un accionador de elevación en un estado en el cual un brazo corto del mismo se encuentra en una posición de elevación máxima ; la FIGURA 5B es un diagrama que muestra el accionador de elevación en un estado en el cual el brazo corto del mismo se encuentra en una posición cero; la FIGURA 6A es un diagrama que muestra una válvula de admisión colocada en un estado abierto cuando un enlace inferior del mecanismo de elevación de válvula variable se encuentra en una posición de elevación máxima; la FIGURA 6B es un diagrama que muestra la válvula de admisión colocada en un estado detenido cuando el enlace inferior del mecanismo de elevación de válvula variable se encuentra en la posición de elevación cero; la FIGURA 7 es un diagrama que muestra una curva de elevación de válvula (línea continua) de la válvula de admisión obtenida cuando el enlace inferior del mecanismo de elevación de válvula variable se encuentra en la posición de elevación máxima, y una curva de elevación de válvula (línea de doble punto) de la válvula de admisión obtenida cuando el enlace inferior del mecanismo de elevación de válvula variable se encuentra en la posición de elevación cero; la FIGURA 8 es un diagrama esquemático de un mecanismo de fase de leva variable; la FIGURA 9 es un diagrama que muestra una curva de elevación de válvula (línea continua) obtenida cuando una fase de leva se ajusta a un valor más retardado por el mecanismo de fase de leva variable, y una curva de elevación de válvula (línea de doble punto) obtenida cuando la fase de leva se ajusta a un valor más avanzado por el mecanismo de fase de leva variable; la FIGURA 10 es un diagrama de bloque esquemático de un controlador de relación de aire-combustible; la FIGURA 11 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una cantidad de aire de admisión estimada básica; la FIGURA 12 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el calculo de un coeficiente de corrección; la FIGURA 13 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el calculo de un coeficiente de transición; la FIGURA 14 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una relación de aire-combustible objetívela FIGURA 15 es un diagrama que muestra un estado en el cual un error en elevación es provocado por un desplazamiento de un valor calculado de la elevación de la válvula con respecto al valor real de la misma; la FIGURA 16 es un diagrama que muestra un estado en el cual un error de elevación es provocado por un cambio en las características dinámicas del mecanismo de elevación de válvula variable; la FIGURA 17 es un diagrama que muestra la interrelación entre una cantidad de cambio en la cantidad de aire de admisión estimada básica y una cantidad de cambio en la elevación de la válvula; la FIGURA 18 es un diagrama de bloque esquemático de una sección de cálculo del valor de corrección de elevación; la FIGURA 19 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en cálculo de una ponderación de error básico; la FIGURA 20 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de un coeficiente de corrección de ponderación de error; la FIGURA 21 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una sensibilidad básica; la FIGURA 22 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de un coeficiente de corrección de sensibilidad; la FIGURA 23 es un diagrama de flujo de un proceso de control ejecutado en un período de control; la FIGURA 24 es un diagrama de flujo de un proceso de control de relación de aire-combustible; la FIGURA 25 es un diagrama de flujo de un proceso para calcular una cantidad de inyección de combustible básica; la FIGURA 26 es un diagrama de flujo de un proceso de control ejecutado en un período de control ; la FIGURA 27 es un diagrama de flujo de un proceso para calcular una elevación de válvula corregida; la FIGURA 28 es un diagrama de flujo de un proceso de control de mecanismo variable; la FIGURA 29 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una elevación de válvula objetivo en el transcurso del arranque del motor; la FIGURA 30 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una fase de leva objetivo en el transcurso del arranque del motor; la FIGURA 31 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de la elevación de válvula objetivo en el transcurso del control de calentamiento del catalizador; la FIGURA 32 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de la fase de leva objetivo en el transcurso del control de calentamiento del catalizador; la FIGURA 33 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de la elevación de válvula objetivo en el transcurso de la operación normal del motor; la FIGURA 34 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de la fase de leva objetivo en el transcurso de la operación normal del motor; la FIGURA 35 es un cronograma que muestra un ejemplo de un resultado del control ejecutado por el aparato de control de acuerdo con la primera modalidad; la FIGURA 36 es un cronograma que muestra un ejemplo de un resultado del control de relación de aire-combustible ejecutado por el aparato de control de acuerdo con la primera modalidad; la FIGURA 37 es un cronograma que muestra un ejemplo comparativo de un resultado del control de relación de aire-combustible, obtenido cuando un valor de corrección de elevación se mantiene en 0; la FIGURA 38 es un diagrama de bloque esquemático de un aparato de control de acuerdo a una segunda modalidad de la presente invención; la FIGURA 39 es un diagrama de bloque esquemático de un controlador de tracción; la FIGURA 40 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de un par de torsión máximo y un par de torsión mínimo; la FIGURA 41 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una fuerza motriz que demanda normalización; la FIGURA 42 es un diagrama de bloque esquemático de una sección de cálculo de valor de corrección de par de torsión; la FIGURA 43 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una ponderación de error; la FIGURA 44 es un diagrama que muestra un ejemplo de un mapa para utilizarse en el cálculo de una sensibilidad de corrección de par de torsión; la FIGURA 45 es un cronograma que muestra un ejemplo de los resultados de del control de tracción ejecutado por el aparato de control de acuerdo con la segunda modalidad; y la FIGURA 46 es un cronograma que muestra un ejemplo de los resultados del control de tracción, obtenido cuando un valor de corrección de par de torsión = 1 se mantiene para comparación con el ejemplo de la FIGURA 45.

DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LA INVENCIÓN En lo sucesivo, un aparato de control de acuerdo con una primera modalidad de la presente invención se describirá con referencia a los dibujos. Como se muestra en la FIGURA 2, el aparato 1 de control incluye una ECU 2.

Como se describe a continuación, la ECU 2 lleva a cabo procesos de control, tal como un proceso de control de relación de aire-combustible, dependiendo de las condiciones de operación de un motor de combustión interna, el cual es un objeto controlado. Con referencia a las FIGURAS 1 y 3, un motor 3 de combustión interna (a continuación simplemente referido como "el motor") es un motor a gasolina de cuatro cilindros en línea que tiene cuatro pares de cilindros 3a y pistones 3b (sólo un par de los cuales se muestra) , e instalado en un vehículo con una transmisión automática, no mostrada. El motor 3 incluye una válvula 4 de admisión y una válvula 7 de escape proporcionadas para cada cilindro 3a, para abrir y cerrar una lumbrera de admisión y una lumbrera de escape del mismo, respectivamente, un árbol de levas 5 de admisión y levas 6 de admisión para accionar las válvulas 4 de admisión, un mecanismo 40 de accionamiento de válvula de admisión variable que acciona las válvulas 4 de admisión para abrir y cerrar las mismas, un árbol de levas 8 de escape y levas 9 de escape para accionar las válvulas 7 de escape, un mecanismo 30 de accionamiento de válvula de escape que acciona las válvulas 7 de escape para abrir y cerrar las mismas, válvulas 10 de inyección de combustible, bujías 11 (véase FIGURA 2), y así sucesivamente. La válvula 4 de admisión tiene un vástago 4a de la misma adaptada en forma deslizable en una guía 4b. La guía 4b se fija en forma rígida a una cabeza 3c de cilindro. Adicionalmente , como se muestra en la FIGURA 4, la válvula 4 de admisión incluye láminas 4c y 4d de muelle superior e inferior, y un muelle 4r de válvula dispuesto entre las mismas, y el vástago 4a se impulsa por el muelle 4e de válvula en la dirección de cierre de válvula. Adicionalmente, el árbol de levas 5 de admisión y el árbol de levas 8 de escape se montan en forma giratoria a través de la cabeza 3c de cilindro mediante soportes no mostrados. El árbol de levas 5 de admisión tiene una rueda dentada de admisión (no mostrada) ajustada en forma coaxial y giratoria sobre un extremo del mismo. La rueda dentada de admisión se conecta a un cigüeñal 3d mediante una cadena de tiempo, no mostrada, y se conecta al árbol de leva 5 de admisión mediante un mecanismo 70 de fase de leva variable, descrito a continuación. Con la disposición anterior, el árbol de levas 5 de admisión realiza un giro por dos giros del cigüeñal 3d. Adicionalmente , la leva 6 de admisión se proporciona en el árbol de levas 5 de admisión para cada cilindro 3a de modo que la leva 6 de admisión gira conjuntamente con el árbol de levas 5 de admisión. Adicionalmente, se proporciona el mecanismo 40 de accionamiento de válvula de admisión variable para accionar la válvula 4 de admisión de cada cilindro 3a de manera que abra y cierre la misma, de acuerdo con la rotación del árbol de levas 5 de admisión, y cambiar continuamente la elevación y la sincronización de válvulas de la válvula 4 de admisión, lo cual se describirá en detalle a continuación. Debe notarse que en la presente modalidad, "la elevación de la válvula 4 de admisión" (a continuación referida como "la elevación de válvula"). Representa la elevación máxima de la válvula 4 de admisión.

Por otro lado, la válvula 7 de escape tiene un vástago 7a de la misma ajustado en forma deslizable en una guía 7b. La guía 7b se fija en forma rígida a la cabeza 3c de cilindro. Adicionalmente , la válvula 7 de escape incluye láminas 7c y 7d de muelle superior e inferior, y un muelle 7e de válvula dispuesto entre las mismas, y el vástago 7a se impulsa por el muelle 7e de válvula en la dirección de cierre de válvula. Adicionalmente, el árbol de levas 8 de escape tiene una rueda dentada de escape (no mostrada) formada integralmente con el mismo, y se conecta al cigüeñal 3d por la rueda dentada de escape y la cadena de tiempo, no mostrada, con lo cual el árbol de levas 8 de escape realiza un giro por dos giros del cigüeñal 3d. Adicionalmente, la leva 9 de escape se proporciona en el árbol de levas 8 de escape para cada cilindro 3a de modo que la leva 9 de escape gira conjuntamente con el árbol de levas 8 de escape . Adicionalmente, el mecanismo 30 de accionamiento de válvula de escape incluye balancines 31. Cada balancín 31 se mueve en forma pivotante de acuerdo con el giro de la leva 9 de escape asociada para accionar por consiguiente la válvula 7 de escape para abrir y cerrar la misma contra la fuerza de impulso del muelle 7e de válvula. Por otro lado, la válvula 10 de inyección de combustible se proporciona para cada cilindro 3a, y se monta a través de la cabeza 3c de cilindro en un estado inclinado de modo que se inyecta combustible directamente en una cámara de combustión. Es decir, el motor 3 se configura como un motor de inyección directa. Adicionalmente , la válvula 10 de inyección de combustible se conecta eléctricamente a la ECU 2 y el periodo de tiempo de abertura de válvula y el tiempo de apertura de válvula de la misma se controlan por la ECU 2, con lo cual se controla la cantidad de inyección de combustible. La bu ía 11 también se proporciona para cada cilindro 3a, y se monta a través de la cabeza 3c de cilindro. La bujía 11 se conecta eléctricamente a la ECU 2, y un estado de descarga de chispa se controla por la ECU 2 de modo que una mezcla en la cámara de combustión se quema en el tiempo correspondiente al tiempo de ignición. Por otro lado, el motor 3 se proporciona con un sensor 20 de ángulo de cigüeñal y un sensor 21 de temperatura de refrigerante de motor. El sensor 20 de ángulo de cigüeñal se comprende de un rotor de imán y un captador de MRE (elemento de resistencia magnética) , y envía una señal CRK y una señal TDC, las cuales son señales de impulso, a la ECU 2 de acuerdo con el giro del cigüeñal 3d. Cada impulso de la señal CRK se genera siempre que el cigüeñal 3d gira a través de un ángulo predeterminado (por ejemplo 1°) . La ECU 2 calcula la velocidad NE giratoria del motor 3 (en lo sucesivo referida como "la velocidad NE de motor") con base en la señal CRK. La señal TDC indica que el pistón 3b ha llegado a una posición de ángulo de cigüeñal predeterminada inmediatamente antes de la posición TDC al inicio de la carrera de admisión, sobre una base de cilindro por cilindro, y cada impulso de la misma se genera siempre que el cigüeñal 3d gira a través de un ángulo de cigüeñal predeterminado. Debe observarse que en la presente modalidad, el sensor 20 de ángulo de cigüeñal corresponde al medio de detección del primer parámetro de referencia, y la velocidad NE de motor corresponde a un primer parámetro de referencia. El sensor 21 de temperatura de refrigerante del motor se implementa por ejemplo por un termistor, y detecta una temperatura TW de refrigerante de motor para enviar una señal indicativa de la temperatura TW de refrigerante de motor detectada la ECU 2. La temperatura TW de refrigerante de motor es la temperatura de un refrigerante de motor que circula a través de un bloque 3h de motor del motor 3. Adicionalmente , el motor 3 tiene un tubo 12 de admisión a partir del cual se omite un mecanismo de válvula de estrangulación, y un pasaje 12a de admisión que tiene un diámetro grande se forma a través del tubo 12 de admisión, con lo cual el motor 3 se configura de modo que la resistencia al flujo es más pequeña que un motor ordinario. El tubo 12 de admisión se proporciona con un sensor 22 de flujo de aire y un sensor 23 de temperatura de aire de admisión (véase FIGURA 2) . El sensor 22 de flujo de aire se implementa por un medidor de flujo de aire de hilo caliente, y detecta la magnitud Gin de flujo del aire (en lo sucesivo referida como "la magnitud Gin de flujo de aire") que fluye a través del pasaje 12a de admisión para enviar una señal indicativa de la magnitud Gin de flujo de aire detectada a la ECU 2. Debe notarse que la magnitud Gin de flujo de aire se indica en unidades de g/seg. Adicionalmente , el sensor 23 de temperatura de aire de admisión detecta la temperatura TA del aire de admisión (en lo sucesivo referida como "la temperatura TA de aire de admisión" que fluye a través del pasaje 12a de admisión, y envía una señal indicativa de la temperatura TA de aire de admisión detectada a la ECU 2. Adicionalmente, un sensor 24 LAF y un dispositivo 14 catalítico se proporcionan en el tubo 13 de escape en localizaciones respectivas en el orden mencionado a partir del lado corriente arriba. El sensor 24 LAF se comprende de una capa de zirconia y electrodos de platino, y detecta en forma lineal la concentración de oxígeno en los gases de escape que fluyen a través de un pasaje 13a de escape del tubo 13 de escape, en un intervalo de relación de aire-combustible amplio a partir de una región rica, más rica que una relación de aire-combustible estequiométrica , hasta una región pobre, y envía una señal indicativa de la concentración de oxígeno detectada a la ECU 2. La ECU 2 calcula una relación KACT de aire-combustible real indicativa de la relación de aire-combustible en los gases de escape, con base en el valor de la señal del sensor 24 LAF . En este caso, la relación KACT de aire-combustible real se calcula como una relación equivalente. Debe observarse que en la presente modalidad, el sensor 24 LAF corresponde al medio de detección de variable controlada, y la relación KACT de aire-combustible real corresponde a una variable controlada. Enseguida, se dará una descripción del mecanismo 40 de accionamiento de válvula de admisión variable mencionado anteriormente. Como se muestra en la FIGURA 4, el mecanismo 40 de accionamiento de válvula de admisión variable se comprende del árbol de levas 5 de admisión, las levas 6 de admisión, un mecanismo 50 de elevación de válvula variable y el mecanismo 70 de fase de leva variable . El mecanismo 50 de elevación de válvula variable acciona las válvulas 4 de admisión para abrir y cerrar las mismas, de acuerdo con el giro del árbol de levas 5 de admisión, y cambia continuamente la elevación Liftin de válvula entre un valor Liftinmax máximo predeterminado y 0. El mecanismo 50 de elevación de válvula variable se comprende de mecanismos 51 de balancín de un tipo de enlace de cuatro juntas, proporcionado para los cilindros 3a respectivos, y un accionador 60 de elevación (véase FIGURAS 5A y 5B) que acciona en forma simultánea estos mecanismos 51 de balancín. Debe observarse que en la presente modalidad, el mecanismo 50 de elevación de válvula variable corresponde a un mecanismo de admisión variable. Cada mecanismo 51 de balancín se comprende de un balancín 52, y los enlaces 53 y 54 superior e inferior. El enlace 53 superior tiene un extremo montado en forma pivotante a un extremo superior del balancín 52 por un pasador 55 superior, y el otro extremo montado en forma pivotante a un árbol 56 de balancín. El árbol 56 de balancín se monta a través de la cabeza 3c de cilindro mediante soportes no mostrados. Adicionalmente , un rodillo 57 se dispone en forma pivotante en el pasador 55 superior del balancín 52. El rodillo 57 se encuentra en contacto con una superficie de leva de la leva 6 de admisión. A medida que la leva 6 de admisión gira, el rodillo 57 rueda sobre la leva 6 de admisión mientras se guía por la superficie de la leva de la leva 6 de admisión. Como resultado, el balancín 52 se acciona en forma vertical, y el enlace 53 superior se mueve en forma pivotante alrededor del árbol 56 de balancín. Adicionalmente , un perno 52a de ajuste se monta a un extremo del balancín 52 hacia la válvula 4 de admisión. Cuando el balancín 52 se mueve en forma vertical de acuerdo con el giro de la leva 6 de admisión, el perno 52a de ajuste impulsa en forma vertical al vástago 4a para abrir y cerrar la válvula 4 de admisión, contra la fuerza impulsora del muelle 4e de válvula. Adicionalmente, el enlace 54 inferior tiene un extremo montado en forma pivotante a un extremo inferior del balancín 52 por un pasador 58 inferior, y el otro extremo del enlace 54 inferior tiene un árbol 59 de conexión montado en forma pivotante al mismo. El enlace 54 inferior se conecta a un brazo 65 corto, descrito a continuación, del accionador 60 de elevación por el árbol 59 de conexión. Por otro lado, como se muestra en las FIGURAS 5A y 5B, el accionador 60 de elevación se comprende de un motor 61, una tuerca 62, un enlace 63, un brazo 64 largo, y el brazo 65 corto. El motor 61 se conecta a la ECU 2, y se dispone fuera de una cubierta 3g de cabeza del motor 3. El árbol giratorio del motor 61 es un árbol 61a de tornillo formado con un tornillo macho y la tuerca 62 se enrosca sobre el árbol 61a de tornillo. La tuerca 62 se conecta al brazo 64 largo por el enlace 63. El enlace 63 tiene un extremo montado en forma pivotante a la tuerca 62 por un pasador 63a, y el otro extremo montado en forma pivotante a un extremo del brazo 64 largo por un pasador 63b. Adicionalmente , el otro extremo del brazo 64 largo se une a un extremo del brazo 65 corto por un árbol 66 de pivote. El árbol 66 de pivote es circular en sección transversal, y se extiende a través de la cubierta 3g de cabeza del motor 3 de modo que se soporta en forma pivotante por la cubierta 3g de cabeza. El brazo 64 largo y el brazo 65 corto se mueven en forma pivotante conjuntamente con el árbol 66 de pivote de acuerdo con el movimiento pivotante del árbol 66 de pivote. Adicionalmente, el árbol 59 de conexión mencionado anteriormente se extiende en forma giratoria a través del otro extremo del brazo 65 corto, con lo cual el brazo 65 corto se conecta al enlace 54 inferior por el árbol 59 de conexión. Enseguida se dará una descripción de la operación del mecanismo 50 de elevación de válvula variable configurado según lo anterior. En el mecanismo 50 de elevación de válvula variable, cuando una entrada U_Liftin de control de elevación, descrita a continuación, se hace entrar desde la ECU 2 hasta el accionador 60 de elevación, el árbol 61a de tornillo gira, y la tuerca 62 se mueve de acuerdo con el giro del árbol 61a de tornillo, con lo cual el brazo 64 largo y el brazo 65 corto se mueven en forma pivotante alrededor del árbol 66 de pivote, y de acuerdo con el movimiento pivotante del brazo 65 corto, el enlace 54 inferior del mecanismo 51 de balancín se mueve en forma pivotante alrededor del pasador 58 inferior. Es decir, el enlace 54 inferior se impulsa por el accionador 60 de elevación . En el transcurso del proceso anterior, bajo el control de la ECU 2, el intervalo de movimiento pivotante del brazo 65 corto se restringe entre la posición de elevación máxima mostrada en la FIGURA 5A y la posición de elevación cero mostrada en la FIGURA 5B, con lo cual el intervalo de movimiento pivotante del enlace 54 inferior se restringe también entre la posición de elevación máxima indicada por la línea continua en la FIGURA 4 y la posición de elevación cero indicada por la línea de puntos dobles en la FIGURA 4. El enlace de cuatro juntas formado por el árbol 56 de balancín, los pasadores 55 y 58 superior e inferior, y el árbol 59 de conexión se configura de modo que cuando el enlace 54 inferior se encuentre en la posición de elevación máxima, la distancia entre el centro del pasador 55 superior y el centro del pasador 58 inferior llega a ser más larga que la distancia entre el centro del árbol 56 de balancín y el centro del árbol 59 de conexión, con lo cual, como se muestra en la FIGURA 6A, cuando la leva 6 de admisión gira, la cantidad de movimiento del perno 52a de ajuste llega a ser más grande que la cantidad de movimiento de un punto de contacto donde la leva 6 de admisión y el rodillo 57 se encuentran en contacto entre sí. Por otro lado, el enlace de cuatro juntas se configura de modo que cuando el enlace 54 inferior se encuentra en la posición de elevación cero, la distancia entre el centro del pasador 55 superior y el centro del pasador 58 inferior llega a ser más corta que la distancia entre el centro del árbol 56 de balancín y el centro del árbol 59 de conexión, con lo cual, como se muestra en la FIGURA 6B, el perno 52a de ajuste se coloca en un estado sustancialmente inmóvil cuando gira la leva 6 de admisión. Por la razón anterior, en el transcurso del giro de la leva 6 de admisión, cuando el enlace 54 inferior se encuentra en la posición de elevación máxima, la válvula 4 de admisión se abre de acuerdo con una curva de elevación de válvula indicada por una línea continua en la FIGURA 7, y la elevación Liftin de válvula toma su valor Liftinmax máximo. Por otro lado, cuando el enlace 54 inferior se encuentra en la posición de elevación cero, como se indica por una línea de dobles puntos en la FIGURA 7, la válvula 4 de admisión se mantiene en el estado cerrado, y la elevación Liftin de válvula se mantiene en 0. Por lo tanto, en el mecanismo 50 de elevación de válvula variable, el enlace 54 inferior se mueve en forma pivotante por el accionador 60 de elevación entre la posición de elevación máxima y la posición de elevación cero, con lo cual es posible cambiar en forma continua la elevación Liftin de válvula entre el valor Liftinmax máximo y o. Debe observarse que el mecanismo 50 de elevación de válvula variable incluye un mecanismo de bloqueo, no mostrado, y que el mecanismo de bloqueo bloque la operación del mecanismo 50 de elevación de válvula variable cuando la entrada U_Liftin de control de elevada se establece a un valor U_Liftin_fs de tiempo de falla, como se describe a continuación, o cuando la entrada U_Liftin de control de elevación no se introduce a partir de la ECU 2 hacia el accionador 60 de elevación por ejemplo debido a una desconexión. Es decir, se impide que el mecanismo 50 de elevación de válvula variable cambie la elevación Liftin de válvula, con lo cual la elevación Liftin de válvula se mantiene en un valor de bloqueo predeterminado. Debe observarse que cuando una fase Cain de leva se mantiene en un valor de bloqueo, descrito en lo sucesivo, el valor de bloqueo predeterminado se ajusta porque tal valor haga posible garantizar un valor Gcyl_fs de tiempo de falla predeterminado de la cantidad de aire de admisión, descrito en lo sucesivo. El valor Gcyl_fs de tiempo de falla predeterminado se ajusta a un valor el cual es capaz de llevar a cabo en forma adecuada la marcha lenta o arranque del motor 3 durante el detenimiento del vehículo, y capaz de mantener un estado de viaje de baja velocidad del vehículo durante el viaje del vehículo. El motor 3 se proporciona con un sensor 25 de ángulo de pivote (véase FIGURA 2) . El sensor 25 de ángulo de pivote detecta un ángulo de pivote del árbol 66 de pivote, es decir el brazo 65 corto, y entrega una señal indicativa del ángulo de pivote detectado del brazo 65 corto hacia la ECU 2. La ECU 2 calcula la elevación de Liftin válvula con base en la señal de detección del sensor 25 de ángulo de pivote. Debe observarse que en la presente modalidad, el sensor 25 de ángulo de pivote corresponde al medio de detección del parámetro de referencia y al medio de detección de segundo parámetro de referencia, y la elevación de Liftin válvula corresponde a un parámetro de referencia, un segundo parámetro de referencia, y un parámetro de estado de operación. A continuación, se dará una descripción del mecanismo 70 de fase de leva variable mencionado anteriormente. El mecanismo 70 de fase de leva variable se proporciona para adelantar o retardar en forma continua la fase Cain relativa del árbol de leva 5 de admisión con respecto al cigüeñal 3d (en lo sucesivo referido como "la fase Cain de leva" ) , y montado sobre un extremo lateral de la rueda dentada de admisión del árbol de levas 5. Como se muestra en la FIGURA 8, el mecanismo 70 de fase de leva variable incluye un alojamiento 71, un álabe 72 de tres paletas, una bomba 73 de presión de aceite y un mecanismo 74 de válvula de solenoide. El alojamiento 71 se forma integralmente con la rueda dentada de admisión en el árbol de leva 5d de admisión, y se divide por tres paredes 71a de división formadas a intervalos iguales. El álabe 72 se monta en forma coaxial sobre el extremo del árbol de leva 5 de admisión donde se monta la rueda dentada de admisión, de modo que las paletas del álabe 72 se extienden en forma radial hacia el exterior del árbol de levas 5 de admisión, y se alojan en forma giratoria en el alojamiento 71. Adicionalmente , el alojamiento 71 tiene tres cámaras 75 de adelanto y tres cámaras 76 de retardo cada una formada entre una de las paredes 71a de división y una de las tres paletas del álabe 72. La bomba 73 de presión de aceite es un tipo impulsado en forma mecánica el cual se conecta al cigüeñal 3d. A media que el cigüeñal 3d gira, la bomba 73 de presión de aceite extrae aceite lubricante almacenado en un cárter 3e del motor 3 mediante una parte inferior de un pasaje 77c de aceite, para presurización, y suministra el aceite presurizado al mecanismo 74 de válvula del solenoide mediante la parte restante del pasaje 77c de aceite. El mecanismo 74 de válvula de solenoide se forma al combinar un mecanismo 74a de válvula de carrete y un solenoide 74b, y se conecta a las cámaras 75 de adelanto y a las cámaras 76 de retardo mediante un pasaje 77a de aceite de adelanto y un pasaje 77B de aceite de retardo de modo que la presión de aceite suministrada a partir de la bomba 73 de presión de aceite se entregue a las cámaras 75 de adelanto y a las cámaras 76 de retardo como presión Pad de aceite de adelanto y presión Prt de aceite de retardo, respectivamente. El solenoide 74b del mecanismo 74 de válvula de solenoide se conecta eléctricamente a la ECU 2. Cuando una entrada U_Cain de control de fase, descrita en lo sucesivo, se introduce a partir de la ECU 2, el solenoide 74b mueve un elemento de válvula de carrete del mecanismo 74a de válvula de carrete dentro de un intervalo predeterminado de movimiento de acuerdo con la entrada U_Cain de control de fase para cambiar por consiguiente la presión Pad de aceite de adelanto y la presión Prt de aceite de retardo. En el mecanismo 70 de fase de leva variable configurado según lo anterior, en el transcurso de la operación de la bomba 73 de presión de aceite, el mecanismo 74 de válvula de solenoide se opera de acuerdo con la entrada U_Cain de control de fase, para suministrar la presión Pad de aceite de adelanto a las cámaras 75 de adelanto y la presión Prt de aceite de retardo a las cámaras 76 de retardo, con lo cual la fase relativa del álabe 72 con respecto al alojamiento 71 se cambia hacia un lado adelantado o lado retardado. Como resultado, la fase de Cain de leva descrita en lo anterior se cambia en forma continua entre un valor Cainrt más retardado (valor correspondiente a un ángulo de leva de por ejemplo 0o) y un valor Cainad más adelantado (valor correspondiente a un ángulo de leva de por ejemplo 55°), con lo cual la sincronización del tiempo de válvula de las válvulas 4 de admisión se cambia en forma continua entre el tiempo más retardado indicado por una línea continua en la FIGURA 9 y el tiempo más adelantado indicado por una línea de dos puntos en la FIGURA 9. Debe observarse que el mecanismo 70 de fase de leva variable incluye un mecanismo de bloqueo, no mostrado, el cual bloquea la operación del mecanismo 70 de fase de leva variable, cuando la presión de aceite suministrada a partir de la bomba 73 de presión de aceite es baja, cuando la entrada U_Cain de control de fase se ajusta a un valor U_Cain_fs de tiempo de falla, descrito a continuación, o cuando la entrada U_Cain de control de fase no se introduce al mecanismo 74 de válvula de solenoide por ejemplo debido a una desconexión. Es decir, se impide que el mecanismo 70 de fase de leva variable cambie la fase Cain de leva, con lo cual la fase Cain de leva se mantiene en el valor de bloqueo predeterminado. El valor de bloqueo predeterminado se ajusta a un valor tal que hará posible garantizar el valor Gcyl_fs de tiempo de falla predeterminado de la cantidad de aire de admisión cuando la elevación Liftin de válvula se mantiene en el valor de bloqueo predeterminado, como se describió en lo anterior. Como se describió en lo anterior, en el mecanismo 40 de accionamiento de válvula de admisión de la modalidad presente, el mecanismo 50 de elevación de válvula variable cambia en forma continua la elevación Liftin de válvula entre el valor Liftinmax máximo de la misma y 0, y el mecanismo 70 de fase de leva variable cambia en forma continua la fase Cain de leva, es decir la sincronización de tiempo de válvulas de las válvulas 4 de admisión entre el tiempo más retardado y el tiempo más adelantado, descritos anteriormente. Adicionalmente , como se describe en lo sucesivo, la ECU 2 controla la elevación Liftin de válvula y la fase Cain de leva mediante el mecanismo 50 de elevación de válvula variable y el mecanismo 70 de fase de leva variable, con lo cual se controla la cantidad de aire de admisión. Por otro lado, un sensor 26 de ángulo de leva (véase FIGURA 2) se dispone en un extremo del árbol de levas 5 de admisión opuesto al mecanismo 70 de fase de leva variable. El sensor 26 de ángulo de leva se implementa por ejemplo por un rotor de imán y un captador MRE, para enviar una señal CAM, la cual es una señal de impulsos, hacia la ECU 2 junto con el giro del árbol de levas 5 de admisión. Cada impulso de la señal CAM se genera siempre que el árbol de levas 5 de admisión gira a través de un ángulo de leva predeterminado (por ejemplo Io) . La ECU 2 calcula la fase Caín de leva con base en la señal CAM y la señal CRK, descrita en lo anterior. Debe observarse que en la presente modalidad, el sensor 26 de ángulo de leva corresponde al medio de detección de primer parámetro de referencia, y la fase Cain de leva corresponde al primer parámetro de referencia . Después, como se muestra en la FIGURA 2, se encuentra conectado a la ECU 2 un sensor 27 de abertura de pedal acelerador, y un interruptor 28 de encendido (en lo sucesivo referido como "el IG*SW") . El sensor 27 de abertura de pedal acelerador detecta una cantidad AP de pisada de un pedal acelerador, no mostrado, del vehículo (en lo sucesivo referido como "la abertura AP de pedal acelerador") y entrega una señal indicativa de la abertura AP de pedal acelerador detectada a la ECU 2. Adicionalmente , el IG»SW 28 se enciende o apaga por la operación de una llave de encendido, no mostrada, y entrega una señal indicativa del estado ENCENDIDO/APAGADO del mismo hacia a la ECU 2. La ECU 2 se implementa por una microcomputadora comprendida de una CPU, una RAM, una ROM y una interfaz de E/S (ninguna de las cuales se muestra específicamente) . La ECU 2 determina las condiciones de operación del motor 3, con base en las señales de los sensores 20 a 27 mencionados anteriormente y la señal de ENCENDIDO/APAGADO del IGSW 28, y ejecuta los procesos de control. Más específicamente, la ECU 2 ejecuta control de relación de aire-combustible y control de tiempo de encendido, de acuerdo con las condiciones de operación del motor 3, como se describe en lo sucesivo. Además, la ECU 2 calcula una elevación Liftin de válvula corregida, y controla la elevación Liftin de válvula y la fase Caín de leva mediante el mecanismo 50 de elevación de válvula variable y el mecanismo 70 de fase de leva variable, para controlar por consiguiente la cantidad de aire de admisión. Debe observarse que en la presente modalidad, la ECU 2 corresponde al medio de detección de la variable controlada, el medio de detección del parámetro de referencia, medio de ajuste de valor objetivo, medio de cálculo de entrada de control, medio de cálculo del parámetro de error, medio de cálculo del parámetro de grado de influencia, medio de cálculo del parámetro de error corregido, medio de modificación de modelo, medio de cálculo de primer valor de entrada, el medio de detección de primer parámetro de referencia, el medio de detección del segundo parámetro de referencia, medio de cálculo de valor de modificación, medio de cálculo de primer parámetro de grado de influencia, medio de cálculo del valor de modificación corregido y medio de cálculo del segundo parámetro de grado de influencia. Enseguida se dará una descripción del aparato 1 de control de acuerdo con la modalidad presente. El aparato 1 de control, como se muestra en la FIGURA 10, incluye un controlador 100 de relación de aire-combustible el cual realiza el control de la relación de aire-combustible. Como se describirá en lo sucesivo, el controlador 100 de relación de aire-combustible se proporciona para calcular la cantidad TOUT de inyección de combustible para cada válvula 10 de inyección de combustible, y se implementa por la ECU 2. Debe observarse que en la presente modalidad, el controlador 100 de relación de aire-combustible corresponde medio de cálculo de entrada de control, y la cantidad TOUT de inyección de combustible a una entrada de control y la cantidad de combustible que se suministrará al motor. Como se muestra en la FIGURA 10, el controlador 100 de relación de aire-combustible incluye primera y segunda secciones 101 y 102 de cálculo de cantidad de aire de admisión estimada, una sección 103 de cálculo de coeficiente de transición, elementos 104 y 105 de amplificación, un elemento 106 de adición, un elemento 107 de amplificación, una sección 108 de cálculo de relación de aire-combustible objetivo, una sección 109 de cálculo de coeficiente de corrección de relación de aire-combustible, una sección 110 de cálculo de coeficiente de corrección total, un elemento 111 de multiplicación, una sección 112 de corrección dependiente de unión a combustible, una sección 113 de cálculo de valor estimado de error de relación de aire-combustible, un elemento 114 de adición, y una sección 120 de cálculo de valor de corrección de elevación . Primero, como se describe en lo sucesivo, la primera sección 101 de cálculo de cantidad de aire de admisión estimada calcula una primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada. Más específicamente, primero, la primera sección 101 de cálculo de cantidad de aire de admisión estimada calcula una cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica al consultar un mapa mostrado en FIGURA 11, de acuerdo con la velocidad NE del motor y la elevación Liftin_mod de válvula corregida. La elevación Liftin_mod de válvula corregida es un valor obtenido al corregir la elevación Liftin de válvula utilizando un valor Dlift de corrección de elevación, descrito en lo sucesivo. la razón de utilizar la elevación Liftin_mod de válvula corregida para calcular la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada se describirá en lo sucesivo. Debe observarse que la sección 101 de cálculo de la primera cantidad de aire de admisión estimada utiliza un valor submuestreado como la elevación Liftin_mod de válvula corregida. Adicionalmente , en la FIGURA 11, NE 1 a NE3 representan valores predeterminados de la velocidad NE del motor, la cual satisface la relación de NE1 < NE2 < NE3. Esto también se aplica a la siguiente descripción. En este mapa, cuando NE = NE1 o NE2 se mantiene, en una región donde la elevación Liftin_mod de válvula corregida es pequeña, la cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica se ajusta a un valor más grande a medida que la elevación Liftin_mod de válvula corregida es más grande, mientras que en una región donde la elevación Liftin_mod de válvula corregida es cercana al valor Liftinmax máximo, la cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica se ajusta a un valor más pequeño a medida que la elevación Liftin_mod de válvula corregida es más grande. Esto se debe a que en una región de velocidad de motor baja a media, ya que la elevación Liftin_mod de válvula corregida es más grande en la región donde la elevación Liftin_mod de válvula corregida es cercana al valor Liftinmax máximo, el periodo de tiempo de abertura de válvula de la válvula 4 de admisión llega a ser más largo, con lo cual la eficiencia de carga se reduce por el regreso del aire de admisión. Adicionalmente , cuando NE = NE3 se mantiene, la cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica se ajusta a un valor más grande a medida que la elevación Liftin_mod de válvula corregida es más grande. Esto se debe a que en una región de velocidad de motor alta, se hace difícil que el regreso del aire de admisión descrito en lo anterior se presente incluso en una región donde la elevación Liftin_mod de válvula corregida es grande, debido a la fuerza de inercia del aire de admisión, de modo que la eficiencia de carga llega a ser más alta a medida que la elevación Liftin_mod de válvula corregida es más grande. Adicionalmente, un coeficiente K_gcyl_vt de corrección se calcula al buscar un mapa mostrado en la FIGURA 12, de acuerdo con la velocidad NE del motor y la fase Cain de leva. En este mapa, cuando NE = NE1 o NE2 se mantiene, en una región donde la fase Cain de leva es cercana al valor Cainrt más retardado, el coeficiente K_gcyl_vt se ajusta a un valor más pequeño a media que la fase Caín de leva es más cercana al valor Cainrt más retardado, y en las otras regiones, el coeficiente K_gcyl_vt de corrección se ajusta a un valor más pequeño a medida que la fase Caín de leva toma un valor más cercano al valor Cainad más adelantado. Esto se debe a que en la región de velocidad del motor baja a media, ya que la fase Cain de leva es más cercana al valor Cainrt más retardado en la región donde la fase Cain se acerca al valor Cainad más retardado, la sincronización de cierre de válvula de la válvula 4 de admisión se retarda, con lo cual la eficiencia de carga se degrada por el regreso del aire de admisión, y en las otras regiones, a medida que la fase Cain toma un valor más cercano al valor Cainad más adelantado, el traslape de válvulas se incrementa para incrementar la cantidad EGR interna, con lo cual la eficiencia de carga se degrada. Adicionalmente , cuando NE = NE3 se mantiene, en la región donde la fase Cain de leva es cercana al valor Cainrt más retardado, el coeficiente K_gcyl_vt de corrección se ajusta a un valor fijo (un valor de 1) , y en las otras regiones, el coeficiente K_gcyl_vt de corrección se ajusta a un valor más pequeño a medida que la fase Cain de leva toma un valor más cercano al valor Cainad más adelantado. Esto se debe a que en la región de velocidad de motor alta, se hace difícil que el regreso del aire de admisión se presente incluso en una región donde la fase Cain de leva es cercana al valor Cainad más adelantado, debido a la fuerza de inercia de aire de admisión mencionada en lo anterior. Entonces, la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada se calcula utilizando la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica y el coeficiente K_gcyl_vt de corrección, calculado según lo anterior, por la siguiente ecuación (1) : Gcyl_vt(n)=K_gcyl_vt(n)-Gcyl_vt_base(n) (1) En la ecuación (1) anterior, datos discretos con un símbolo (n) indican que son datos muestreados o calculados en un periodo ??? de control sincrónico con generación de cada Impulso de señal TDC. El símbolo n indica una posición en la secuencia de ciclos de muestreo o cálculo de los datos discretos respectivos. Por ejemplo, el símbolo n indica que los datos discretos con el mismo es un valor muestreado en el tiempo de control actual, y un símbolo n-1 indica que los datos discretos con el mismo es un valor muestreado en el tiempo de control inmediatamente precedente. Debe observarse que en la siguiente descripción, el símbolo (n) y similares permite que los datos discretos se omitan como se considere apropiado. Ahora, el método para calcular la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada en la sección 101 de cálculo de la primera cantidad de aire de admisión estimada no se limita al método descrito en lo anterior, sino que cualquier método adecuado puede emplearse en la medida en que calcule la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada acuerdo con la velocidad NE del motor, la elevación Liftin_mod de válvula corregida, y la fase Cain de leva. Por ejemplo, la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada puede calcularse utilizando un mapa en cuatro dimensiones en el cual la relación entre la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada, la velocidad NE del motor, la elevación Liftin_mod de válvula corregida, y la fase Cain de leva se ajusta por adelantado. Adicionalmente , la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada puede calcularse utilizando una red neural a la cual se introducen la velocidad NE de motor, la elevación Liftin_mod de válvula corregida, y la fase Cain de leva, y de la cual se extrae la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada. Debe observarse que en la presente modalidad, la primera sección 101 de cálculo de cantidad de aire de admisión estimada corresponde al medio de cálculo del primer valor de entrada, y la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada corresponde al primer valor de entrada . Adicionalmente, la sección 103 de cálculo de coeficiente de transición calcula un coeficiente Kg de transición como sigue: Primero, una magnitud Gin_vt de flujo estimada (en unidades de g/seg) se calcula por la siguiente ecuación (2), utilizando la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada calculada por las secciones 101 de cálculo de la primera cantidad de aire de admisión estimada, y la velocidad NE de motor.

¡-.^¦'*"- M,,M (2) Subsecuentemente, el coeficiente Kg de transición se calcula al consultar una tabla mostrada en FIGURA 13 de acuerdo con la magnitud Gin_vt de flujo estimada. En la FIGURA 13, Ginl y Gin2 represente valores predeterminados los cuales satisface la relación de Ginl < Gin2. Ya que la magnitud de flujo del aire que fluye a través el pasaje 12a de admisión es pequeña cuando la magnitud Gin_vt de flujo estimado se encuentra dentro del intervalo de Gin_vt < Ginl, el valor Ginl predeterminado se ajusta a un valor tal que provocará que la conflabilidad de la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada exceda aquella de una segunda cantidad Gcyl_afm de aire de admisión estimada, referida en lo sucesivo, debido a la resolución del sensor 22 de flujo de aire. Adicionalmente , ya que la magnitud de flujo del aire que fluye a través el pasaje 12a de admisión es grande cuando la magnitud Gin_vt de flujo estimada se encuentra dentro del intervalo de Gin2 < Gin_vt, el valor Gin2 predeterminado se ajusta a un valor tal que provocará que la conflabilidad de la segunda cantidad Gcyl_afm de aire de admisión estimada exceda aquella de la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada. Adicionalmente , en esta tabla, el coeficiencia Kg de transición se ajusta a 0 cuando la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada se encuentra en el intervalo de Gin_vt < Ginl , y a 1 cuando la misma se encuentra dentro del intervalo de Gin2 < Gin_vt . Cuando la magnitud Gin_vt de flujo estimada se encuentra dentro del intervalo de Ginl < Gin_vt < Gin2 , el coeficiente Kg de transición se ajusta a un valor lo cual se encuentra entre 0 y 1, y en al mismo tiempo es más grande a medida que la magnitud Gin_vt es más grande. Por otro lado, la sección 102 de cálculo de la segunda cantidad de aire de admisión estimada, calcula la segunda cantidad Gcyl_afm de aire de admisión estimada (unidad: g) con base en la magnitud Gin de flujo de aire y la velocidad NE del motor, por la siguiente ecuación (3) : Los elementos 104 y 105 de amplificación amplifican la primera y segunda cantidades Gcyl_vt y Gcyl_afm de aire de admisión estimadas, calculadas según lo anterior, a (1-Kg) -veces y un Kg-veces, respectivamente. El elemento 106 de adición calcula una cantidad Gcyl de aire de admisión calculada con base en los valores amplificados de esta manera, por una operación aritmética promedio ponderada expresada por la siguiente ecuación (4) : Gcy1(n)=Kg·Gcy1_afm(n)+(1-Kg)·Gcy1_vt(n) (4) Como es claro a partir de la ecuación (4) , cuando Kg = 0 , es decir, dentro del intervalo de Gin_vt < Ginl mencionados anteriormente, Gcyl = Gcyl_vt se mantiene, y cuando Kg = 1 , es decir dentro del intervalo Gin2 < Gin_vt mencionados anteriormente, Gcyl = Gcyl_afm se mantiene. Cuando 0 < Kg < 1, es decir cuando la magnitud Gin_vt de flujo estimada se encuentra dentro del intervalo de Ginl < Gin_vt < Gin2 , los grados de las contribuciones de (los grados de ponderación) la primera y segunda cantidad Gcyl_vt y Gcyl_afm de aire de admisión estimadas en la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada se determinan por el valor del coeficiente Kg de transición. Adicionalmente , el elemento 107 de amplificación calcula una cantidad Tcyl_bs de inyección de combustible básica con base en la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada, por la siguiente ecuación (5) . Debe observarse que en la siguiente ecuación (5) , Kgt representa un coeficiente de conversión ajustado por adelantado para cada válvula 10 de inyección de combustible.

Tcyl_bs(n)=Kgt'Gcyl(n) (5) Adicionalmente , la sección 108 de cálculo de la relación de aire-combustible objetivo calcula una proporción KCMD de aire-combustible objetivo al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 14 de acuerdo con la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada y la abertura AP del pedal acelerado. En este mapa, el valor de la proporción KCMD aire-combustible objetivo se ajusta como una proporción equivalente, y básicamente, se establece a un valor correspondiente a una proporción (14.5) aire-combustible estequiométrica de manera que se mantenga un excelente rendimiento reductor de emisiones del convertidor catalítico. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 108 de cálculo de la relación de aire-combustible objetivo corresponde al medio de ajuste de valor objetivo, y la proporción KCMD aire-combustible objetivo corresponde a un valor objetivo. Adicionalmente, la sección 109 de cálculo de coeficiente de corrección de relación de aire-combustible calcula un coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible con un algoritmo de control en modo de deslizamiento expresado por las siguientes ecuaciones (6) a (10) . Debe observarse que en las ecuaciones (6) a (10) anteriores, los datos discretos con un símbolo (m) indican que son datos muestreados o calculados cada ciclo de combustión, es decir siempre que se genera un total de cuatro impulsos sucesivos de la señal TDC . El símbolo m indica una posición en la secuencia de los ciclos de muestreo de los datos discretos respectivos.

KAF(m)=Urc,(m)+Uadp' (m) Urch' (m)=-Krc,-a,(m) Uadp' (m)=Uadp' (m-D-Kadp'-a'd) a' (i )=e(m)+S'-e(m-l) e(m)=KACT(m)-KCMD(m) Como se muestra en la ecuación (6), el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible se calcula como la suma de una entrada de Urch' de ley de alcance y una entrada Uadp' de ley adaptable y la entrada Urch' de ley de alcance se calcula utilizando la ecuación (7) . En la ecuación (7) , Krch' representa una ganancia de ley de alcance predeterminada, y s' representa una función de conmutación definida por la ecuación (9) . En la ecuación (9), S' representa un parámetro de ajuste de función de conmutación ajustado a un valor el cual satisface la relación de -1 < S' < 0 y el símbolo e representa un error de seguimiento definido por la ecuación (10) . En este caso, la proporción de convergencia de error de seguimiento "e" a 0 se designa por un valor ajustado al parámetro S' de ajuste de función de conmutación. Adicionalmente , la entrada Uadp' de ley adaptable se calcula por la ecuación (8) . En la ecuación (8), Kadp' representa una ganancia de ley adaptable predeterminada. Debe observarse que el valor inicial de la entrada Uadp' de ley adaptable se ajusta a 1. Como se describió en lo anterior, la sección 109 de cálculo de coeficiente de corrección de relación de aire-combustible calcula el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible como un valor para provocar que la proporción KACT de aire-combustible real como un valor para provocar que la proporción KCMD aire-combustible objetivo, con el algoritmo de control de modo de deslizamiento expresado por las siguientes ecuaciones (6) a (10) . Debe observarse que en la presente modalidad, el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible corresponde a un segundo valor de entrada. Por otro lado, la sección 110 de cálculo de coeficiente de corrección total calcula diversos coeficientes de corrección al consultar los mapas asociados respectivos, no mostrados, de acuerdo con parámetros, tales como la temperatura TW del refrigerante de motor y la temperatura TA del aire de admisión, indicativas de las condiciones de operación del motor, y calcula un coeficiente KTOTAL de corrección total al multiplicar entre sí los coeficientes de corrección calculados de esta manera . Adicionalmente , el elemento 111 de multiplicación calcula una cantidad Tcyl de inyección de combustible demandada por la siguiente ecuación (11) : TcyI(n)=Tcyl_bs(n)·KAF(n) ·KTOTAL(n) (11) Adicionalmente, la sección 112 de corrección dependiente de la unión de combustible calcula la cantidad TOUT de inyección de combustible al realizar un proceso de corrección dependiente de la unión de combustible predeterminado sobre la cantidad Tcyl de inyección de combustible demandada calculada según lo anterior. Entonces, la válvula 10 de inyección de combustible se controla de modo que el tiempo de inyección y el periodo de tiempo de abertura de válvula de la misma se determinan con base de la cantidad TOUT de inyección de combustible. Enseguida, se dará una descripción de la sección 113 de cálculo del valor estimado de error de relación de aire-combustible. Como se describe en lo sucesivo, la sección 113 de cálculo del valor estimado de error de relación de aire-combustible calcula un valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible. Primero, la sección 113 de cálculo del valor estimado de error de relación de aire-combustible calcula un valor KACT estimado de relación de aire-combustible real con base en el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible y la proporción KACT de aire-combustible real, por la siguiente ecuación (12) , y entonces calcula el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible por la siguiente ecuación (13) .

Eaf(k)=KACT_hat(k)-KCMD(k-d) (13) En las ecuaciones (12) y (13) anteriores, los datos discretos con un símbolo (k) indican que son datos muestreados o calculado en un periodo de control ATk predeterminado (5 mseg, en la presente modalidad) . El símbolo k indica una posición en la secuencia de los ciclos de muestreo o cálculo de los datos discretos respectivos. Debe observarse que en la siguiente descripción, el símbolo (k) permite que los datos discretos se omitan según se considere apropiado. Adicionalmente , en las ecuaciones (12) y (13) anteriores, un símbolo "d" representa un tiempo muerto que le toma a los gases de combustión para alcanzar el sensor 24 LAF a partir de la cámara de combustión. Como se muestra en la ecuación (12), el valor KACT_hat estimado de proporción se calcula al dividir una proporción KACT(k) de aire-combustible real obtenida en el tiempo de control real por un coeficiente KAF(k-d) de corrección de relación de aire-combustible calculado en el tiempo de control el tiempo d muerto anteriormente, y por lo tanto como un valor el cual no se afecta de manera adversa por el coeficiente KAF(k-d) de corrección de relación de aire-combustible. Más específicamente, el valor KACT estimado de relación de aire-combustible real se calcula como un valor de la relación de aire-combustible real en el tiempo de control real, estimado asumiendo que el control de alimentación negativa de relación de aire-combustible no se ejecutó en el tiempo de control del tiempo muerto anteriormente. Por lo tanto, el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible se calcula como la diferencia entre el valor KACT_hat (k) estimado de relación de aire-combustible real calculado según lo anterior y una proporción KCMD(k-d) aire-combustible objetivo calculado en el tiempo de control del tiempo d muerto anteriormente, y por lo tanto el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible corresponde en un error de control de relación de aire-combustible en el tiempo de control actual, estimada asumiendo que el control de alimentación negativa de relación de aire-combustible no se ejecutó en el tiempo de control del tiempo d muerto anteriormente.

Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 113 de cálculo del valor estimado de error de proporción de cálculo de valor corresponde al medio de cálculo de parámetro de error, y el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible corresponde a un parámetro de error . Enseguida, se dará una descripción de la sección 120 de cálculo de valor de corrección de elevación mencionada anteriormente. La sección 120 de cálculo de valor de corrección de elevación calcula un valor Dlift de corrección de elevación por un método, descrito en lo sucesivo. Como se describió anteriormente, en el aparato 1 de control, la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica se calcula utilizando la elevación Liftin_mod de válvula corregida obtenida al corregir la elevación Liftin de válvula por el valor Dlift de corrección de elevación, y el mapa de la FIGURA 11. En lo sucesivo, se describirá la razón de utilizar la elevación Liftin_mod de válvula corregida. Cuando la cantidad de aire de admisión se controla mediante el mecanismo 50 de elevación de válvula variable como en el aparato 1 de control de la presente modalidad, la relación entre la elevación Liftin de válvula y la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica se desvía de la relación real entre las mismas, por lo cual cuando la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica se calcula utilizando la elevación Liftin de válvula (por ejemplo cuando la elevación Liftin de válvula se representado por el árbol horizontal en la FIGURA 11, referida en lo anterior) , existe una posibilidad de que el valor calculado de la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica se diferente del valor real del mismo. Más específicamente, cuando el estado montado del sensor 25 de ángulo de pivote se cambia por ejemplo por impacto, o la característica del sensor 25 de ángulo de pivote cambia con un cambio en la temperatura del mismo, el valor calculado de la elevación Liftin de válvula algunas veces se desvía del valor real del mismo, y en tal caso, se presenta un error en el cálculo de la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica mencionada anteriormente. Adicionalmente , también cuando las características dinámicas del mecanismo 50 de elevación de válvula variable (es decir, la relación de la elevación Liftin de válvula con la entrada U_Liftin de control de elevación) se cambian por el desgaste de los componentes del mecanismo 50 de elevación de válvula variable, la adhesión de suciedad, y el juego producido por el envejecimiento, se presenta un error en el cálculo de la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica. En la siguiente descripción, un estado donde la relación entre la elevación Liftin de válvula y la cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada básica se han desviada de la relación real entre las mismas se refiere como "el error de elevación" . Se considera que cuando la velocidad NE del motor es una región de velocidad de motor baja, el estado donde el error de elevación anterior se presenta incluye aquellos mostrados en las FIGURAS 15 y 16. La FIGURA 15 muestra un estado en el cual el error de elevación descrito en lo anterior ha ocurrido debido al desplazamiento (derivación de punto cero) del valor calculado de la elevación Liftin de válvula con respecto al valor real del mismo. Adicionalmente , la FIGURA 16 muestra un estado en el cual el error de elevación ha ocurrido debido al cambio mencionado en lo anterior cambio en las características dinámicas del mecanismo 50 de elevación de válvula variable, aunque no exista error entre el valor calculado de la elevación Liftin de válvula y el valor real del mismo. En FIGURAS 15 y 16, las curvas indicadas por las líneas continuas indican estados en los cuales el error de elevación se presenta en la relación entre la elevación Liftin de válvula y la cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica, y las curvas indicadas por líneas punteadas muestran los estados en los cuales el error de elevación se presenta. Como es claro a partir de las FIGURAS 15 y 16, el error de elevación llega a ser más grande cuando la elevación Liftin de válvula es igual a un valor Liftin_a predeterminado en una región de elevación más pequeña que cuando la elevación Liftin de válvula es igual a una valor Liftin_b predeterminado en una región de elevación grande. Más específicamente, se entiende que el error de elevación llega a ser más grande la región de elevación pequeña que en la región de elevación grande ambas cuando el error de elevación se presenta debido al desplazamiento descrito en lo anterior de la elevación Liftin de válvula y cuando ocurre se presenta debido a las características dinámicas del mecanismo 50 de elevación de válvula variable. Adicionalmente, como es claro a partir de la FIGURA 17, cuando una cantidad AGcyl de cambio de la cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica con respecto a una cantidad ALiftin de cambio la elevación Liftin de válvula se considera, un valor AGcyl_a del mismo en el región de elevación pequeña es más grande que un valor AGcyl_b del mismo en el región de elevación grande, de modo que una relación AGcyl/ALiftin entre las dos cantidades de cambio satisface la relación de (AGcyl_a/ ALiftin) >> (AGcyl_b/ALiftin) . Ahora, asumiendo que el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible se genera debido al error de elevación, el grado de influencia del error en elevación en el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible, es decir, la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible en el error de elevación puede considerarse para incrementar o disminuir en la misma manera como la magnitud de relación AGcyl/ALiftin descrita en lo anterior. En otras palabras, cuando el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible se genera, puede considerarse que la probabilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible se provoca por el error de elevación que es mayor que la relación AGcyl/ALiftin que es más grande. Adicionalmente , el valor de la relación AGcyl/ALiftin cambia no sólo de acuerdo a la elevación Liftin de válvula y la velocidad NE de motor (véase FIGURA 11, referida en lo anterior) sino también de acuerdo a la fase Cain de leva, y por lo tanto el sensibilidad del valor Eaf de error de relación aire-combustible al error de elevación también cambia de acuerdo a los tres valores de Liftin, Ne, y Cain. Por la razón anterior, la sección 120 de cálculo de valor de corrección de elevación calcula el valor de corrección de elevación Dlift corrige la elevación Liftin de válvula por un método, descrito en lo sucesivo, como un valor que refleja la sensibilidad descrita en lo anterior del valor Eaf de error de relación aire-combustible al error de elevación.

Como se muestra en la FIGURA 18, la sección 120 de cálculo de valor de corrección de elevación se comprende de una sección 121 de cálculo de ponderación de error, una sección 122 de cálculo de error modificado, una sección 123 de cálculo de valor de correlación de elevación básico, una sección 124 de cálculo de sensibilidad de corrección, un elemento 125 de multiplicación, y un elemento 126 de adición. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 120 de cálculo de valor de corrección de elevación corresponde al medio de modificación de modelo y el medio de cálculo de valor de modificación correcto, y el valor Dlift de corrección de elevación corresponde a un valor de modificación corregido. Primero, la sección 121 de cálculo de ponderación de error calcula un peso W de error, como se describe en lo sucesivo. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 121 de cálculo de ponderación de error corresponde al medio de cálculo de parámetro de grado de influencia y el segundo medio de cálculo del parámetro de grado de influencia, y el peso W de error corresponde a un parámetro de grado de influencia y un segundo parámetro de grado de influencia . Primero, la sección 121 de cálculo de ponderación de error calcula la segunda elevación Liftin_mod de válvula corregida p por la siguiente ecuación (14) : Li ftinjO(l_p(k)=Li f tin(k)+Dl i ft (k-l) ( 1 4 ) Como se muestra en la ecuación (14), la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida se calcula como la suma del valor Liftin (k) actual de la elevación de válvula y el valor Dlift(k-l) inmediatamente precedente del valor de corrección de elevación. Esto es porque el valor Dlift (k) actual del valor de corrección de elevación no ha sido calculado aún cuando la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida se calcula. Entonces, la sección 121 de cálculo de ponderación de error calcula el peso W_base de error básico al consultar un mapa mostrada en FIGURA 19 de acuerdo a la a la elevación Liftin_mod_p de válvula corregida y la velocidad NE de motor. El peso W_base de error básico toma un valor obtenido al normalizar la relación AGcyl/ALiftin mencionada anteriormente con referencia al valor | AGcyl_x/ALiftin_x | de una relación AGcyl_x/ALiftin_x obtenida a una elevación diminuta predeterminado y una velocidad de motor reducida predeterminada, es decir, un valor el cual satisface la ecuación, W_base (AGcyl/ALiftin) ÷ ( IAGcyl_x/ALiftin_xI ) . Como se muestra por líneas punteadas en la FIGURA 21, en una condición que AGcyl/ALiftin < 0 se mantiene, el peso W_base de error básico se ajusta a 0 por la razón descrita en lo sucesivo.

En este mapa, el peso W_base de error básico se ajusta a un valor más grande como la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida es más pequeña. Esto es porque la sensibilidad mencionada anteriormente del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación, es decir la relación AGcyl/ALiftin toma un valor grande como la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida p es más pequeña. Adicionalmente , en la región de elevación pequeña, el peso W_base de error básico se ajusta a un valor más pequeño como la velocidad NE de motor es mayor, mientras que en las otras regiones de elevación, el peso W_base de error básico se ajusta a un valor más grande cuando la velocidad NE de motor es más elevada. La razón para esto es la misma como se da en la descripción del mapa de la FIGURA. 11 (cambia en la eficiencia de carga y el retorno del aire del aire de admisión) . Debe observarse que en la presente modalidad, el mapa mostrado en la FIGURA 19 corresponde a un modelo de grado de influencia y un segundo modelo de grado de influencia. Adicionalmente, la sección 121 de cálculo de ponderación de error calcula un coeficiente K_w de corrección de peso de error al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 20 de acuerdo a la fase Cain de leva y la velocidad NE de motor. El coeficiente K w de corrección de peso de error toma un valor obtenido al normalizar la relación AGcyl/ALiftin mencionada en lo anterior con referencia al valor | AGcyl_rt/ALiftin__rt | absoluto de una relación AGcyl_rt/ALiftin_rt obtenida cuando la fase Cain de leva es igual al valor más retardado, en cada valor predeterminado NE1 a NE3 de la velocidad NE de motor, es decir, un valor el cual satisface la ecuación, W_base = (AGcyl/ALiftin) = ( | AGcyl_rt/ALiftin_rt | ) . En este mapa, el coeficiente K_w de corrección de pero de error se ajusta para tener la misma tendencia como aquella de la FIGURA 12, coeficiente K_gcyl_vt de corrección descrita en lo anterior, con respecto hacia la velocidad NE de motor y la fase Cain de leva. La razón para esto es la misma como se da en la descripción del mapa de la FIGURA 12 (cambia en la eficiencia de carga y el retorno del aire de aire de admisión) . Entonces, finalmente, el peso W de error se calcula por la siguiente ecuación (15) .

W(k)=W_base(k)-K w(k) (15) De esta manera, el peso de error se calcula al multiplicar el peso W _base de error básico por el coeficiente K_w de corrección de peso de error, y por lo tanto el peso W de error se calcula como un valor el cual representa la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación. Más específicamente, el peso W de error se calcula como un valor grande como la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación, es decir la relación AGcyl/ALiftin es más grande, en otras palabras, como la probabilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible se provoca por el error de elevación es elevado. Adicionalmente , los dos valores W_base y K_w se calculan al consultar los dos mapas mostrados en las FIGURAS 19 y 20 de acuerdo a los tres parámetros Liftin_mod_p, NE, y Cain, y la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida es un valor obtenido agregando el valor Dlift(k-l) del valor de corrección de elevación hacia la elevación de válvula, de modo que puede considerarse que lo anterior dos mapas forman un modelo de superficie los cuales representan la correlación entre los tres valores Liftin, NE, y Cain, y el peso W de error. De esta manera, el peso W de error se calcula de acuerdo a los tres valores Liftin, NE, y Cain dado que la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación se cambia no sólo por el valor de la elevación Liftin de válvula sino también por los valores de la velocidad NE de motor y la fase Cain de leva. Como resultado, el peso W de errores se calcula como un valor el cual representa el grado de influencia de la tres valores Liftin, NE, y Cain en el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible. Debe observarse que el mapa de la FIGURA 19 para utilizarse en el cálculo el peso W_base de error básico puede reemplazarse por un mapa en el cual el peso _base de error básico se ajusta de acuerdo a la elevación Liftin de la válvula y la velocidad NE de motor, es decir, un mapa en el cual la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida representada por el árbol horizontal in FIGURA 19 se reemplaza por la válvula. La sección 122 de cálculo de error modificado calcula un error Weaf modificado por la siguiente ecuación (16) . Debe observarse que la sección 122 de cálculo de error modificado corresponde al medio de cálculo de parámetro de error corregido, y el error Weaf corresponde a un parámetro de error corregido.

Weaf(k)=W(k)·(1-Kg(k-d))·Eaf(k) ····· (16) En lo anterior la ecuación (16) , un coeficiente Kg(k-d) de transición se utiliza el tiempo d muerto anteriormente por la siguiente razón: Como es claro a partir de la referencia de la ecuación (4) anteriormente mencionada, cuando el coeficiente Kg de transición cambia, los grados de las contribuciones de la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada y la segunda cantidad Gcyl_afm de aire de admisión estimada en la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada también cambian para cambiar la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación. En este caso, el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible calculado en el tiempo de control actual se provoca por la cantidad Gcyl (k-d) de aire de admisión calculada, se calcula en el tiempo de control, el tiempo d muerto anteriormente y la cantidad TOUT de inyección de combustible calculado con base en la cantidad Gcyl (k-d) de aire de admisión calculada, de modo que se asume que el cambio en la sensibilidad del valor Eaf estimado error de relación de aire-combustible al error de elevación en el tiempo de control actual se provoca por un cambio en el coeficiencia de transición Kg(k-d) el tiempo d muerto anteriormente. Por lo tanto, para compensar para el cambio en la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación, el coeficiente Kg(k-d) de transición el tiempo d muerto anterior se emplea para calcular el peso Wkg. Adicionalmente , la sección 123 de cálculo de corrección de elevación básica calcula un valor Dlift_bs de corrección de elevación básico con un algoritmo de control para el cual se aplica un algoritmo de control en modo de deslizamiento expresado por las siguientes ecuaciones (17) a (24) . Es decir, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básica se calcula como un valor para provocar que error Weaf modificado converja a 0. a(k)=Weaf(k)+S-Weaí(k-l) (17) Urch(k)=-Krch-a(k) (18) Unl(k)=-Knl'Sgn(a(k)) (19) Uadp(k)=-Kadp-<5(k) (20) Ó(k) = A-e(k-l)+ff(k) (21) • CuandoDl i f t _bs_L<Dl i f tjs (k- 1) <M i f tjs J ? = 1 (22) •CuandoDlift_bs(k-l)=Düft_bs_L or Dlift_bs_H=Dlift_bs(k-l) A=Almt (23) DI i f t_bs (k) = Urch (k) +Un 1 (k) +Uadp (k) (24) En la ecuación (17) anterior, s representa una función de conmutación, y S representa un parámetro de ajuste de función de conmutación ajustado a un valor el cual satisface la relación de -1 < S < 0. En este caso, la proporción de convergencia del error Weaf modificado a 0 se designa por un valor ajustado al parámetro S de función de conmutación. Adicionalmente, en la ecuación (18) , Urch representa una entrada de ley alcanzada, y Krch una ganancia de ley de alcance predeterminada. Adicionalmente, en la ecuación (19), Uní representa una entrada no lineal, y Knl una ganancia de entrada no lineal predeterminada.

Adicionalmente, en la ecuación (19) , sgn (s) representa una función de señal, y el valor del mismo se ajusta de modo que sgn(a(k)) = 1 se mantiene cuando un (k) 0, y cuando un (k) < O, sgn(a(k)) = -1 se mantiene (debe observarse que el valor del mismo puede ajustarse de modo que sgn((a)k) = 0 se mantiene cuando un a(k)=0) . En la ecuación (20), Uadp representa una entrada legal adaptable, y Kadp representa una ganancia legal adaptable predeterminada. Adicionalmente , en la ecuación (20) , d representa el valor integral de una función de conmutación calculado por la ecuación (21) . En la ecuación (21) , ? representa a coeficiente olvidado, y como se muestra en las ecuaciones (22) y (23), el valor del mismo se ajusta a 1 o a valor ??p^: predeterminado, de acuerdo a los resultados de comparación entre el valor precedente inmediatamente valor Dlift_bs (k- 1 ) precedente del valor de corrección de elevador básico y los valores de límite superior e inferior predeterminados los valores Dlift_bs_H y Dlift_bs_L. El valor Dlift_bs_H límite superior se ajusta a un valor positivo predeterminado, y el valor Dlift_bs_L límite inferior se ajusta a un valor negativo predeterminado, mientras el valor predeterminado ? lmt se ajusta a un valor el cual satisface la relación de 0 < ? lmt < 1. Adicionalmente, como se muestra en la ecuación (24) , el valor Dlift bs de corrección de elevación básica se calcula como la suma de la entrada Urch de ley alcanzada, la entrada Uní no lineal, y la estrada Uadp legal adaptable. El coeficiente ? olvidado se utiliza en el algoritmo para calcular el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico por la siguiente razón: El coeficiente KAF de corrección de proporción de aire-combustible se calcula con el algoritmo de control en modo de deslizamiento expresado por las ecuaciones (6) a (10) , y el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula con el algoritmo de control al cual se aplica el algoritmo de control en modo de deslizamiento expresado por las ecuaciones (17) a (24) , de modo que el error eaf modificado calculado con base en el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible converja a 0. Por lo tanto, al menos el coeficiente ? olvidado se utiliza, las entradas Uadp' y Uadp legales adaptables como términos integrales en lo anterior dos algoritmos control interfieren entre sí para exhibir un comportamiento de oscilación, o los valores absolutos de las entradas legales adaptables respectivas incrementan (es decir, el mismo estado como en la derivación de parámetro durante el control adaptable) , con lo cual el valor Dlift_bs de corrección de elevación básica, es decir el valor calculado de la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada temporalmente llega a ser inadecuado, lo cual degrada capacidad de control en un estado transitorio. En contraste, en la ecuación (21) mencionada en lo anterior, cuando el valor absoluto de valor Dlift_bs(k-1) inmediatamente precedente del valor de corrección de elevación básico es grande, para evitar un incremento en el valor ? integral de la función de conmutación de la entrada Uadp legal adaptable, el valor ? (k-1) inmediatamente precedente del valor integral de la función de conmutación se multiplica por el coeficiente ? olvidado lo cual se ajusta un valor dentro de un intervalo de 0 < ? < 1. En este caso, cuando la ecuación (21) mencionada anteriormente se expande por una fórmula recurrente de la misma, el valor d (k-h) integral de la función de conmutación calculada en tiempo h de control (h es un número natural no menor de 2) veces anteriormente se multiplica por ?*1 ( — 0) , de modo que incluso cuando el proceso de cálculo procede, es posible evitar un incremento en el valor d integral de la función de conmutación, es decir, un incremento en la entrada Uadp legal adaptable. Como un resultado, es posible prevenir la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada a partir de la oscilación o temporalmente tomar un valor inadecuado, lo que hace posible por consiguiente mejorar la capacidad de control en un estado transitorio. Adicionalmente , si el coeficiente ? olvidado siempre se ajusta a un valor dentro el intervalo de 0 < ? < 1, cuando el error Weaf modificado toma un valor cercano a 0, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico llega a converger con un valor cercano a 0 debido a una efecto olvidado proporcionado por el coeficiente ? olvidado, de modo que cuando un error de control se presenta nuevamente en tal estado, toma tiempo eliminar el error de control. Por lo tanto, para evitar el inconveniente y eliminar el error de control rápidamente, es necesario sujetar el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico a un valor capaz de compensar para el error Weaf modificado incluso cuando el valor del error Weaf modificado es relativamente pequeño. Por lo tanto, en la presente modalidad, cuando el valor Dlift_bs (k- 1 ) inmediatamente precedente del valor de corrección de elevación básico está dentro del intervalo descrito en lo anterior, el coeficiente ? olvidado se ajusta a 1 de modo que cancela el efecto olvidado proporcionado por el coeficiente ? olvidado. Debe observarse que cuando el efecto olvidado por el coeficiente ? olvidado. Es siempre innecesario, el coeficiente ? olvidado, puede ajustarse a 1 en la ecuación (21) irrespectivamente de la magnitud del valor Dlift_bs (k- 1 ) inmediatamente precedente. Adicionalmente , el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula por las ecuaciones (17) a (24) mencionadas anteriormente de modo que el error Weaf modificado se debe a que converja a 0, y por lo tanto, por ejemplo cuando el peso W_base de error básico descrito en lo anterior toma ambos valores positivo y un valor negativo, si el peso W_base de error básico cambia entre el valor positivo y el valor negativo, si el error Weaf modificado se invierte junto con el cambio en el peso W_base de error básico para invertir las señales de las entradas Urch, Uní, y Uadp de control respectivas, con lo cual el valor Dlift__bs de corrección de elevación básico se calcula como un valor mejorado, lo cual puede hacer el control inestable. Por lo tanto, para asegurar la estabilidad de control, en FIGURA 19 anterior descrita, el peso W_base de error básico se ajusta a 0 bajo una condición donde toma un valor negativo. Debe observarse que cuando las señales de ganancias de las entrada Urch, Uní, y Uadp de control respectivas se controlan para invertirse junto con el cambio en la señal de peso de error W_base básico, incluso cuando el peso W_base de error básico toma tanto un valor positivo y un valor negativo, es posible asegurar la estabilidad del control, similarmente con la presente modalidad. Por lo tanto, en tal caso, los valores de las curvas, mostradas por las líneas punteadas en la FIGURA 19, pueden utilizarse en lo cual el peso W_base básico de error toma valores negativos. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 123 de cálculo de valor de corrección de elevación básica corresponde al medio de cálculo de valor de modificación, y el valor Dlift_bs de corrección de elevación básica corresponde a un valor de modificación. Por otro lado, la sección 124 de cálculo de sensibilidad de corrección descrita en lo anterior calcula una sensibilidad de Rlift de corrección por el siguiente método: Primero, la sección 126 de cálculo de sensibilidad de corrección calcula una segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida por la ecuación (14) antes mencionada. Entonces, la sección 126 de cálculo de sensibilidad de corrección calcula una sensibilidad R_ base básica al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 21 de acuerdo a la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida y la velocidad NE de motor. Similarmente descrito en lo anterior peso W_base de error básico, la sensibilidad R_base básica toma un valor obtenido al normalizar la relación AGcyl/ALiftin con referencia al valor absoluto | AGcyl_x/ALiftin_xI de la relación AGcyl_x/ALiftin_x obtenido a una elevación de minuto predeterminada y una velocidad de motor predeterminada. En este mapa, la sensibilidad R_base básica se ajusta a un valor más grande como la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida es más pequeña. La razón para esto es la misma como se da en la descripción del mapa de la FIGURA 19. Adicionalmente , en este mapa, diferencialmente a partir del peso W_base de error básico, la sensibilidad R_base básica se configura para asumir tanto un valor positivo y un valor negativo. Esto es debido a que como se describe en lo sucesivo, el valor Dlift de corrección de elevación se calcula al multiplicar el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico por la sensibilidad Rlift de corrección, y la elevación Liftin_mod de válvula corregida se calcula agregando el valor Dlift de corrección de elevación hacia la elevación Liftin de válvula, de modo que incluso cuando la sensibilidad Rlift de corrección toma tanto un valor positivo y un valor negativo, es posible mejorar las responsabilidades del control de relación de aire-combustible sin dañar la estabilidad del control. Adicionalmente, la sección 124 de cálculo de sensibilidad de corrección calcula el coeficiente K_r de corrección de sensibilidad al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 22 de acuerdo a la fase Cain de leva y la velocidad NE de motor. En la FIGURA 24, las curvas indicadas por las líneas continuas representan los valores del coeficiente K_r de corrección de sensibilidad, y curvas indicadas por las líneas punteadas representan los valores del coeficiente K_w de corrección de peso de error, para comparación. Como es claro a partir de la comparación entre las curvas, en este mapa, el coeficiente K_r de corrección de sensibilidad se configura para tener aproximadamente la misma tendencia como aquella del coeficiente K_w de corrección de peso de error. La razón para esto es la misma como se da en la descripción del mapa de la FIGURA 20. Además, el valor del coeficiente K_r de corrección de sensibilidad en un lado avanzado del mismo se ajusta a un valor más cercano a 1 que aquel del coeficiente K_w de corrección de peso de error. Esto es debido a que cuando la fase Cain de leva se controla para avanzarse, la cantidad TOUT de inyección de combustible se calcula como un valor más pequeño de acuerdo con una disminución en la cantidad de aire de admisión, de modo que cuando la cantidad TOUT de inyección de combustible se calcula erróneamente como un valor más pequeño que un valor apropiado, la estabilidad de combustión puede degradarse hasta inclinarse de la mezcla de combustión de aire. Para evitar este problema, el mapa se configura como se describe en lo anterior. Entonces, finalmente, la sensibilidad Rlift de corrección se calcula por la siguiente ecuación (25) . Rlift(k)=R_base(k)-K_r(k) (25) Como se describe en lo anterior, ya que la sensibilidad Rlift de corrección se calcula por el mismo método como se empleó por el cálculo del peso W de error, la sensibilidad Rlift de corrección se calcula no sólo como un valor indicativo de la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación, es decir, el grado de influencia de la elevación Liftin de válvula en el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible sino también como un indicativo de valor del grado de influencia de la velocidad NE de motor y la fase Cain de leva en el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible. Entonces, el valor Dlift de corrección de elevación se calcula al multiplicar el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico por la sensibilidad Rlift de corrección calculado como en lo anterior. El valor Dlift de corrección de elevación se calcula al multiplicar el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico por la sensibilidad Rlift de corrección, como se describe en lo anterior, ya que existe un temor de que un cambio en el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible se sobrecompensa además del valor Dlift de corrección de elevación si el valor Dlift de corrección de elevación se calcula de modo que Dlift_bs = Dlift se mantiene, sin utilizar la sensibilidad Rlift de corrección bajo una condición donde la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible al error de elevación es baja. Para evitar este problema, el valor Dlift de corrección de elevación se calcula como en lo anterior. Debe observarse que, como un mapa para utilizarse en el cálculo de la sensibilidad R_base básica, la sensibilidad de corrección-sección de cálculo 124 puede utilizarse, en lugar del mapa de la FIGURA 21, un mapa en el cual la sensibilidad R_base básica se ajusta de acuerdo con la elevación Liftin de válvula y la velocidad NE de motor, es decir, un mapa en el cual la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida representada por el árbol horizontal en la FIGURA 21 se reemplaza por la elevación Liftin de válvula. Debe observarse que en la presente modalidad, la sensibilidad de corrección- sección de cálculo 124 corresponde con el medio de cálculo del primer parámetro de grado de influencia, la sensibilidad Rlift de corrección corresponde con el primer parámetro de grado de influencia, y los mapas mostrados en las FIGURAS 21 y 22 corresponden al primer modelo de grado de influencia. Subsecuentemente, el elemento 125 de multiplicación calcula el valor Dlift de corrección de elevación por la siguiente ecuación (26) .

Dlift(k)=Rlift(k)-Dliít_bs(k) ..... (26) En la sección 120 de cálculo de valor de corrección de elevación se calcula el valor Dlift de corrección de elevación por el método descrito en lo anterior. Entonces, el elemento 114 antes mencionado de adición calcula la elevación Liftin_mod de válvula corregida por la siguiente ecuación (27) : Liftin_mod(k)=Lifíin(k)+DIifí(k) ····· (27) Como se describe en lo anterior, el valor Dlift de corrección de elevación se calcula al multiplicar el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico por la sensibilidad Rlift de corrección. En este caso, ya que el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico es un valor para provocar que el error Weaf modificado converja a 0, la corrección de la elevación Liftin de válvula utilizando el valor Dlift de corrección de elevación corresponde a una corrección o modificación de la elevación Liftin de válvula de modo que el error de elevación se elimina. Por lo tanto, calcular la cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica al consultar el mapa de la FIGURA 11 antes mencionado de acuerdo con la elevación Liftin_mod de válvula corregida calculada de esta manera corresponde a calcular la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada como el primer valor de entrada al utilizar un mapa modificado de modo que el error de elevación se elimina. Debe observarse que en la presente modalidad, el mapa de la FIGURA 11 corresponde a una modelo de correlación, y el cálculo de la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada al consultar el mapa de la FIGURA 11 de acuerdo con la elevación Liftin_mod de válvula corregida obtenida al corregir la elevación Liftin de válvula por el valor Dlift de corrección de elevación corresponde a calcular la primera entrada de un valor utilizando un modelo de correlación modificado. Enseguida, un proceso de control que se lleva a cabo por la ECU 2 en el periodo ??? descrito en lo anterior se describirá con referencia a la FIGURA 23. Debe observarse que diversos valores calculados referidos en la siguiente descripción se asumen para almacenarse en la RAM de la ECU 2. En este proceso, primero, en una etapa 1 (mostrada como SI en forma abreviada en la FIGURA 23; las etapas siguientes también se muestran en forma abreviada) , el valor C_TDC de conteo de un contador TDC se ajusta a la suma (C_TDCZ + 1) de un valor C_TDCZ inmediatamente precedido del valor C TDC de conteo y 1. Esto significa que el valor C_TDC de conteo del contador TDC se incrementa por 1. Entonces, el proceso procede a una etapa 2, en donde se determina si C_TDC = 4 se mantiene o no . Si la respuesta a esta pregunta es negativa (NO) , es decir si C_TDC ? 4 se mantiene, el proceso procede a una etapa 6, descrita en lo sucesivo. Por otro lado, si la respuesta a esta pregunta es afirmativa (SÍ), el proceso procede a una etapa 3 , en donde el valor C_TDC de conteo del contador TDC se resta a 0. En una etapa 4 siguiendo la etapa 3, la proporción de aire combustible objetivo KCMD se calcula. Más específicamente, como se describe en lo anterior, la proporción KCMD aire-combustible objetivo se calcula al consultar el mapa mostrado en FIGURA 14 de acuerdo con la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada y la abertura AP del pedal acelerado. Entonces, en una etapa 5, el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible se calcula. Más específicamente, el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible se calcula con el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (6) a (10) antes mencionadas si las condiciones para la ejecutar el control de alimentación negativa de relación de aire-combustible se satisfacen. Por otro lado, si las condiciones para ejecutar control de alimentación negativa de relación de combustible no se satisfacen, el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible se ajusta a 1. En la etapa 6 siguiendo la etapa 2 ó 5, un proceso de control de relación de combustible se ejecuta.

La proporción del proceso de control de aire-combustible se proporciona para calcular la cantidad TOUT de inyección de combustible para cada válvula 10 de inyección de combustible, y descripción detallada del mismo se dará en lo sucesivo. Subsecuentemente, en una etapa 7, un proceso de control de tiempo de encendido se realiza. En este proceso, el tiempo Iglog de ignición se calcula por el mismo método como se emplea en el control de tiempo del proceso encendido descrito en la Publicación de Patente Japonesa Abierta al Público (Kokai) No. 2005-315161 referida en lo anterior, a través de la descripción detallada de la misma se omite aquí. Después de que, se termina el presente proceso . Como se describe en lo anterior, en la FIGURA 23 el proceso de control, las etapas 3 a 5 se lleva a cabo siempre que C_TDC = 4 se mantiene, y por lo tanto se lleva a cabo siempre que el total de los cuatro impulsos sucesivos de la señal TDC se generan, es decir cada ciclo de combustión. Enseguida, el proceso de control de la relación de aire-combustible antes mencionada se describirá con referencia a la FIGURA 24. Como se describirá en lo sucesivo, el presente proceso es para calcular la cantidad TOUT de inyección de combustible para cada válvula 10 de inyección de combustible. Más específicamente, el presente proceso es para calcular la cantidad de inyección de combustibles TOUT para las válvulas 10 de inyección de combustible por los cilindros respectivos en el orden de un primer cilindro ? un tercer cilindro — un cuarto cilindro —> un segundo cilindro, como el valor C_TDC de conteo TDC se incrementa desde 1 a 4. Primero, en una etapa 20, la elevación Liftin_mod de válvula corregida antes mencionada, coeficiente KAF de corrección de proporción de aire-combustible, y diversos parámetros se leen. En este caso, la elevación Liftin_mod de válvula corregida se calcula en el periodo ??? de control, como se describe en lo anterior, y por lo tanto la lectura de la elevación Liftin_mod de válvula corregida corresponde al muestreo descendente de la misma. Adicionalmente , ya que el coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible se calcula en cada ciclo de combustión, la lectura del coeficiente KAF de corrección de relación de aire-combustible corresponde al sobremuestreo de la misma. Entonces, en una etapa 21, la cantidad Tcyl_bs de inyección de combustible básico se calcula. El proceso para calcular la cantidad Tcyl_bs de inyección de combustible básico se realiza como se muestra en la FIGURA 25. Más específicamente, primero, en una etapa 30, la segunda cantidad Gcyl_afm de aire de admisión estimada se calcula por la ecuación (3) antes mencionada. Entonces, en una etapa 31, como se describe en adelante, la cantidad Gcyl_vt_base básica de aire de admisión estimada se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 11 de acuerdo con la velocidad NE de motor y la elevación Liftin_mod de válvula corregida. En una etapa 32 siguiendo la etapa 31, como se describe en adelante, el coeficiente K_gcyl_vt de corrección calcula al consultar el mapa de la FIGURA 12 de acuerdo con la velocidad NE de motor y la fase Cain de leva . Después de eso, el proceso procede a una etapa 33, en donde la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada se calcula por la ecuación (1) antes mencionada con base en los dos valores Gcyl_vt base y K_gcyl__vt calculado en las etapas 31 y 32. Enseguida, en una etapa 34, la magnitud Gin_vt de flujo estimada se calcula por la ecuación (2) antes mencionada, y en lo sucesivo el proceso procede a una etapa 35, en donde se determina si una falla de mecanismo variable de bandera F_VDNG es igual a 1 o no . La bandera F_VDNG de falla de mecanismo variable se ajusta a 1 cuando se determina en un proceso de determinación, no mostrado, que al menos un mecanismo 50 de elevación de válvula variable y el mecanismo 70 de fase de leva variable es defectuoso, y a 0 cuando se determina que el mecanismos 50 y 70 son normales. Debe observarse que en la siguiente descripción, el mecanismo 50 de elevación de válvula variable y el mecanismo 70 de fase de leva variable son colectivamente referenciados como "los dos mecanismos variables" . Si la contestación a la pregunta de la etapa 35 es negativa (NO) , es decir si ambos de los dos mecanismos variables son normales, el proceso procede a una etapa 36, en donde se determina si o no una bandera F_AFMNG de falla de sensor es igual a l. La bandera F_AFMNG de falla de sensor de flujo de aire se ajusta a 1, cuando se determina en un proceso de determinación de falla, no mostrado, que el sensor 22 de flujo de aire es defectuoso, y a 0 cuando se determina que el sensor 22 de flujo de aire es normal. Si la contestación a la pregunta de la etapa 36 es negativa (NO) , es decir si el sensor 22 de flujo de aire es normal, el proceso procede a una etapa 37, en donde Como se describe en lo anterior, el coeficiente de transición Kg se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 13 de acuerdo con la magnitud Gin_vt de flujo estimado. Por otro lado, si la contestación a la pregunta de la etapa 36 es afirmativa (SÍ) , es decir si el sensor 22 de flujo de aire es defectuoso, el proceso procede a una etapa 38, en donde el coeficiente Kg de transición se ajusta a 0. En una etapa 39 siguiendo la etapa 37 ó 38, la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada se calcula por la ecuación (4) anteriormente mencionada. Entonces, en una etapa 40, la cantidad Tcyl_bs de inyección de combustible básica se ajusta al producto Kgt.Gcyl del coeficiente de conversión y la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada, seguida por la terminación del presente proceso. Por otro lado, si la contestación a la pregunta de la etapa 35 es afirmativa (SÍ) , es decir si se determina que al menos uno de los dos mecanismos variables es defectuoso, el proceso procede a una etapa 41, en donde la cantidad Gcyl de aire de admisión calculada se ajusta al valor Gcyl_fs de tiempo de falla predeterminada antes mencionada. Entonces, la etapa 40 antes mencionada se ejecuta, seguida de la terminación del presente proceso. Con referencia nuevamente una FIGURA 24, en la etapa 21, la cantidad Tcyl_bs de inyección de combustible básico se calcula, como se describe en lo anterior, y entonces el proceso procede a una etapa 22, en donde el total de coeficiente de corrección KTOTAL se calcula. Más específicamente, como se describe en lo anterior, el total del coeficiente de corrección KTOTAL se calcula calculando los diversos coeficientes de correcciones al consultar los mapas asociados respectivos de acuerdo con los parámetros de operación (por ejemplo la temperatura TA de aire de admisión, la presión atmosférica PA, la temperatura de refrigerante de motor T , la abertura AP del pedal acelerador, etc.), y entonces multiplicar los coeficientes de corrección entonces calculados entre sí. Enseguida, el proceso procede a una etapa 23, en donde la cantidad Tcyl de inyección de combustible demandada se calcula por la ecuación (11) antes mencionada. Entonces, en una etapa 24, la cantidad TOUT de inyección de combustible se calcula llevando a cabo un proceso de corrección dependiente de unión predeterminada en la cantidad Tcyl de inyección de combustible, como se describe en lo anterior, seguido por el presente proceso de terminación. De esta manera, cada válvula 10 de inyección de combustible se controla de modo que el tiempo de combustible de inyección y el periodo de tiempo de apertura de válvula del mismo asume valores determinados con base en la cantidad TOUT de inyección de combustible. Como resultado, si las condiciones para ejecutar el control de alimentación negativa de la relación de aire-combustible se satisfacen, la proporción KACT de aire-combustible actual se controla de modo que converja en la proporción KCMD aire-combustible objetivo. Después, un proceso de control ejecutado por la ECU 2 en el periodo de control Tk ajustado por un tiempo se describirá con referencia a la FIGURA 26. En este proceso, primero, en una etapa 50, los datos almacenados en el RAM, tales como la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada, la segunda cantidad Gcyl_afm de aire de admisión estimada, la relación KACT de aire-combustible actual, y el coeficiente KAF de corrección de la relación de aire-combustible, se leen. Entonces, el proceso procede a una etapa 51, en donde se determina si una bandera F_AFFB de ejecución de control de alimentación negativa es igual a 1 o no. La bandera F_AFFB de ejecución de control de alimentación negativa se ajusta a 1 durante la ejecución del control de alimentación negativa de relación de aire-combustible, y de otro modo a 0. Si la respuesta a la pregunta de la etapa 51 es afirmativa (SÍ) , es decir si el control de alimentación negativa de relación de aire-combustible se está ejecutando, el proceso procede a una etapa 52, en donde se determina si la temperatura TW de enfriamiento de motor es más elevado o no que una valor TWREF de referencia predeterminado. El valor TWREF de referencia predeterminado es un valor para determinar si la operación de calentamiento del motor 3 se ha determinado o no. Si la respuesta a la pregunta de la etapa 52 es afirmativa (SÍ), es decir, si la operación de calentamiento del motor 3 se ha determinado, el proceso procede a una etapa 53, en donde se determina si una bandera F_CANI de finalización de purga es igual a l o no. La bandera F_CANI de finalización de purga se ajusta a 1 cuando una operación de purga para regresar el combustible evaporado absorbido por un recipiente en un pasaje de admisión se ha completado, y de otro modo a 0. Si la respuesta a la pregunta de la etapa 53 es afirmativa (SÍ) , es decir, si la operación de purga se ha completado, el proceso procede a una etapa 54, en donde un proceso para calcular la elevación Liftin_mod de válvula corregida se lleva a cabo. El proceso para calcular la elevación Liftin_mod de válvula corregida se describirá en detalle en lo sucesivo. Por otro lado, si cualquiera de las respuestas a las preguntas de las etapas 51 a 53 es negativa (NO) , se considera que las condiciones para calcular la elevación Liftin_mod de válvula corregida no se satisfacen, y el proceso procede a una etapa 56, en donde la elevación Liftin_mod de válvula corregida se ajusta al valor Liftin_modz inmediatamente anterior del mismo. Como se describe en lo anterior, si el control de alimentación negativa de relación de aire-combustible no se está ejecutando, si la operación de calentamiento del motor 3 no se ha terminado, o si la operación de purga no ha sido completada, el control de relación de aire-combustible se vuelve inestable, y la exactitud de cálculo del valor Dlift de corrección de elevación se disminuye, lo cual puede disminuir la exactitud de cálculo de la elevación Liftin_mod de válvula corregida. Para evitar este problema, el valor Liftin_mod de elevación inmediatamente anterior de la válvula corregida se utiliza sin actualizar la elevación Liftin_mod de válvula corregida. En una etapa 55 siguiente a la etapa 54 ó 56, ser realiza un proceso de control de mecanismo variable, como se describe en lo sucesivo, siguiente al término del presente proceso. Después, el proceso descrito en lo anterior para calcular la elevación Liftin_mod de válvula corregida se describirá con referencia a FIGURA 27. Primero, en una etapa 60, el valor Eaf estimado de error de relación de aire-combustible se calcula por las ecuaciones (12) y (13) mencionadas anteriormente. Entonces, el proceso procede a una etapa 61, en donde la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida se calcula por la ecuación (14) mencionada anteriormente. Después de eso, en una etapa 62, el peso W_base de error básico se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 19 de acuerdo con la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida y la velocidad NE de motor . En una etapa 63 siguiente a la etapa 62, el coeficiente K_w de corrección de peso de error se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 20 mencionado anteriormente, de acuerdo con la fase Cain de leva y la velocidad NE de motor. Después, en una etapa 64, el peso W de error se calcula por la ecuación (15) mencionada anteriormente, a partir de entonces el proceso procede a una etapa 65, en donde el error Weaf modificado se calcula por la ecuación (16) mencionada anteriormente. En una etapa 66 siguiente a la etapa 65, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula por las ecuaciones (17) a (24) mencionadas anteriormente, y entonces el proceso procede a una etapa 67, en donde el sensibilidad R_base básica se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 21 mencionado anteriormente, de acuerdo con la segunda elevación Liftin_mod_p de válvula corregida y la velocidad NE de motor. Entonces, el proceso procede a una etapa 68, en donde el coeficiente K_r de corrección de sensibilidad se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 22 mencionado anteriormente de acuerdo con la fase Cain de leva y la velocidad NE de motor. Después de eso, en una etapa 69, la sensibilidad Rlift de corrección se calcula por la ecuación (25) mencionada anteriormente. En una etapa 70 siguiente a la etapa 69, el valor Dlift de corrección de elevación se calcula por la ecuación (26) mencionada anteriormente. Después, el proceso procede a una etapa 71, en donde la elevación Liftin_mod de válvula corregida se calcula por la ecuación (27) mencionada anteriormente, siguiente al término del presente proceso. Después, el proceso de control de mecanismo variable mencionado anteriormente se describirá con referencia a FIGURA 28. El presente proceso es para calcular las dos entradas U_Liftin y U_Cain de control para controlar los dos mecanismos variables, respectivamente. En este proceso, primero, se determina en una etapa 80 si la bandera F_VDNG de falla del mecanismo variable mencionado anteriormente es igual a l o no. Si la respuesta a esta pregunta es negativa (NO) , es decir, si los dos mecanismos variables son normales, el proceso procede a una etapa 81, en donde se determina si la bandera F_ENGSTART de inicio de motor es igual a 1 o no . La anterior bandera F_ENGSTART de inicio de motor se ajusta al determinar en un proceso de determinación, no mostrado, si el control de inicio de motor se está ejecutando o no, es decir, el motor 3 se está moviendo, con base en la velocidad NE de motor y la señal de ENCENDIDO/APAGADO extraída de un IGSW 29. Más específicamente, cuando el control de inicio de motor se está ejecutando, la bandera F_ENGSTART de inicio de motor se ajusta a l, y de otro modo se ajusta a 0. Si la respuesta a la pregunta de la etapa 81 es afirmativa (SÍ), es decir, si el control de inicio de motor se está ejecutando, el proceso procede a una etapa 82, en donde la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se calcula al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 29, de acuerdo con la temperatura TW de refrigerante de motor. En este mapa, en el intervalo donde la temperatura TW de refrigerante de motor es mayor que un valor TWREF1 predeterminado, la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se ajusta a un valor más grande a medida que la temperatura de refrigerante de motor TW disminuye, y en el intervalo donde TW<TWREFI se mantiene, la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se ajusta a un valor Liftinref predeterminado. Esto es para compensar por un incremento en fricción del mecanismo 50 de elevación de válvula variable, lo cual es causado cuando la temperatura de refrigerante de motor TW es baja. Entonces, en una etapa 83, la fase Cain_cmd de leva objetivo se calcula al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 30, de acuerdo con la temperatura TW de refrigerante de motor.

En este mapa, en el intervalo donde la temperatura TW de refrigerante de motor es más elevada que un valor TWREF2 predeterminado, la fase Cain_cmd de leva objetivo se ajusta a un valor más retardado a medida que la temperatura TW de refrigerante de motor es inferior, y en el intervalo donde TW<TWREF2 se mantiene, la fase Cain_cmd de leva objetivo se ajusta a un valor Cainref predeterminado. Esto es para asegurar la estabilidad de combustión del motor 3 al controlar la fase Cain de leva a un valor más retardado cuando la temperatura TW de refrigerante de motor es baja que cuando la temperatura TW de refrigerante de motor es elevada, para por consiguiente reducir el traslape de válvula, para aumentar la velocidad de flujo de aire de admisión. Después, el proceso procede a una etapa 84, en donde la entrada U_Liftin de control de elevación se calcula con un algoritmo de control de especificación de respuesta de dos grados de libertad tipo filtro del valor objetivo expresado por las siguientes ecuaciones (28) a (31) . U_Liftin(k)=-Krch_lf· s_1f(k)-Kadp_lf· ? s_1?(0 (28) i =0 s_1f(k)=E_lf(k)+po1e_lf·E_lf(k-1) (29) E_lf(k)=Liftin_mod(k)-Liftin_cmd_f(k) (30) Liftin_cmd_f(k)=-pole_f_lf-Liftin_cid_f(k-1) +(l+pole_f_lf) Liftin_cmd(k) (31) En la ecuación (28) , Krch_lf y Kadp_lf representan una ganancia de y una ley adaptable predeterminada, respectivamente. Adicionalmente , r_lf representa una función de conmutación definido por la ecuación (29) . En la ecuación (29) , pole_lf representa un parámetro de ajuste de función de conmutación ajustado a un valor que satisface la relación de -1 < pole_lf < 0, y E_lf representa un error de seguimiento calculado por la ecuación (30) . En la ecuación (30) , Liftin_cmd_f representa a valor filtrado de la elevación de válvula objetivo, y se calcula con un algoritmo de filtro desfasado de primer orden expresado por la ecuación (31) . En la ecuación (31) , pole_f_lf representa a parámetro de ajuste de filtro de valor objetivo ajustado a un valor que satisface la relación de -1 < pole_f_lf < 0. Después, el proceso procede a una etapa 85, en donde la entrada U_Cain de control de fase se calcula con un algoritmo de control de especificación de respuesta de dos grados de libertad tipo filtro del valor objetivo expresado por las siguientes ecuaciones (32) a (35) . k U_Cain(k)=-Krch_ca- a_ca(k)-Kadp_ca- ? a_ca(i) (32) 1=0 a_ca(k)=E_ca(k)+pole_ca-E_ca(k-l) (33) E_ca(k)=Cain(k)-Cain_cmd_f(k) (34) Cain_cmd_f(k)=-po1e_f_ca-Cain_cmd_í(k-1) +(l+pole_í_ca)-Cain_cmd(k) (35) En la ecuación (32), Krch_ca y Kadp_ca representan una ganancia de ley de alcance predeterminada y un ganancia de ley adaptable predeterminada, respectivamente. Adicionalmente , a_ca representa una función de conmutación definida por la ecuación (33) . En la ecuación (33), pole_ca representa un parámetro de ajuste de función de conmutación ajustado a un valor que satisface la relación de -1 < pole_ca < 0, y E_ca representa un error de seguimiento calculado por la ecuación (34) . En la ecuación (34), Cain_cmd_f representa a valor filtrado de la fase de leva objetivo, y se calcula con algoritmo de filtro desfasado de primer orden expresado por la ecuación (35) . En la ecuación (35) , pole_f_ca representa un parámetro de ajuste de función de conmutación ajustado a un valor que satisface la relación de -1 < pole_f_ca < 0. En la etapa 85, la entrada U_Cain de control de fase se calcula según lo anterior, seguida del término del presente proceso. Por otro lado, si la respuesta a la pregunta de la etapa 81 es negativa (NO) , es decir, si el control de inicio de motor no se está ejecutando, el proceso procede a una etapa 86, en donde se determina si la abertura AP de pedal acelerador es más pequeña o no que un valor APREF predeterminado. Si la respuesta a esta pregunta es afirmativa (SÍ) , es decir, si el pedal acelerador no se pisa, el proceso procede a una etapa 87, en donde se determina si el conteo Tast de un tiempo después de inicio es más pequeño que un valor Tastlmt predeterminado. Si la respuesta a esta pregunta es afirmativa (SÍ) , es decir si Tast < Tastlmt se mantiene, se considera que el control de calentamiento de catalizador debe ejecutarse, y el proceso procede a una etapa 88, en donde la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se calcula al consultar un mapa mostrado en FIGURA 31, de acuerdo con el conteo Tast del tiempo después de inicio y la temperatura TW de refrigerante de motor. In la FIGURA 31, TW1 a TW3 representa valores predeterminados de la temperatura TW de refrigerante de motor, lo cual satisface la relación de TW1 < TW2 < TW3. Esto también se aplica a la siguiente descripción. En este mapa, la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se ajusta a un valor más grande a medida que la temperatura TW de refrigerante de motor es inferior. Esto es debido a que a medida que la temperatura TW de refrigerante de motor es inferior, toma un periodo de tiempo mayor activar el catalizador, y por lo tanto el volumen de gases de escape aumenta para disminuir el periodo de tiempo requerido para activar el catalizador. Adicionalmente , en el mapa anterior, la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se ajusta a un valor más grande a medida que el conteo Tast de tiempo después de inicio se vuelve más grande en el intervalo donde el conteo Tast es pequeño, mientras que en una región donde el conteo Tast es grande a determinado o mayor grado, la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se ajusta a un valor más pequeño a medida que el conteo Tast se vuelve más grande. Esto es debido a que el calentamiento del motor 3 procede junto con el transcurso del periodo de tiempo de ejecución del control de calentamiento de catalizador, de modo que después de que la fricción disminuye, al menos la cantidad de aire de admisión se reduce, el tiempo de ignición se retarda en exceso para mantener la velocidad NE de motor en el valor objetivo, lo cual hace inestable el estado de combustión del motor. Para evitar que el estado de combustión se vuelva inestable, el mapa se configura como se describe en lo anterior. Entonces, en una etapa 89, la fase Cain_cmd de leva objetivo se calcula al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 32, de acuerdo con el conteo Tast del tiempo después de inicio y la temperatura TW de refrigerante de motor . En este mapa, la fase Cain_cmd de leva objetivo se ajusta a un valor más avanzado a medida que la temperatura TW de refrigerante de motor es inferior. Esto es porque a medida que la temperatura TW de refrigerante de motor es inferior, toma periodo de tiempo mayor activar el catalizador, como se describe en lo anterior, y por lo tanto la pérdida de bombeo se reduce para aumentar la cantidad de aire de admisión para por consiguiente digminuir el periodo de tiempo requerido para activar el catalizador. Adicionalmente, en el mapa anterior, la fase Cain_cmd de leva objetivo se ajusta a un valor más retardado a medida que el conteo Tast del tiempo después de inicio se vuelve más grande en el intervalo donde el conteo Tast del tiempo después de inicio es pequeño, mientras que en una región donde el conteo Tast es grande hasta un grado determinado o mayor, la fase Cain_cmd de leva objetivo se ajusta a un valor más avanzado a medida que el conteo Tast del tiempo después de inicio es más grande. La razón para esto es la misma que se da en la descripción del mapa de la FIGURA 31. Entonces, las etapas 84 y 85 se llevan a cabo, como se describe en lo anterior, seguida del término del presente proceso. Por otro lado, si la respuesta a la pregunta de la etapa 86 u 87 es negativa (NO) , es decir, si el pedal acelerador se pisa, o si Tast Tastlmt se mantiene, el proceso procede a una etapa 90, en donde la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se calcula al consultar un mapa mostrado en FIGURA 33, de acuerdo con la velocidad NE de motor y la abertura AP del pedal acelerador. En la FIGURA 33, API a AP3 indican valores predeterminados del pedal AP del pedal acelerador, lo cual satisface la relación de API < AP2 < AP3. Esto también se aplica a la siguiente descripción. En este mapa, la elevación Liftin_cmd de válvula objetivo se ajusta a un valor más grande a medida que la velocidad NE de motor se eleva, o a medida que la abertura AP de pedal acelerador es más grande. Esto es porque a medida que la velocidad NE de motor se eleva, o a media que la abertura AP de pedal acelerador es más grande, una salida requerido del motor 3 es más grande, y por lo tanto se requiere una cantidad mayor de aire de admisión. Entonces, en una etapa 91, la fase Cain_cmd de leva objetivo se calcula al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 34, de acuerdo con la velocidad NE de motor y la abertura AP del pedal acelerado. En este mapa, cuando la abertura AP de pedal acelerador es pequeña y la velocidad NE de motor es en la región de velocidad media, la fase Cain_cmd de leva objetivo se ajusta a una valor más avanzado que de otro modo. Esto es porque según lo anterior, las condiciones de operación del motor 3, es necesario reducir la pérdida de bombeo. Siguiente a la etapa 91, las etapas 84 y 85 se llevan a cabo, como se describe en lo anterior, seguida del término del presente proceso. Por otro lado, si la respuesta a la pregunta de la etapa 80 es afirmativa (SÍ) , es decir, si por lo menos uno de los dos mecanismos variables es defectuoso, el proceso procede a una etapa 92, en donde la entrada U_Liftin de control de elevación, se ajusta al valor U_Liftin_fs de tiempo de falla predeterminado, y la entrada U_Cain de control de fase al valor U_Cain_fs de tiempo de falla predeterminado, seguido del término del presente proceso. Como resultado, como se describe en lo anterior, la elevación Liftin de válvula se mantiene en el valor de bloqueo predeterminado, y la fase Cain de leva en el valor de bloqueo predeterminado, con lo cual es posible llevar a cabo adecuadamente la marcha mínima o inicio del motor 3 durante la detención del vehículo, y al mismo tiempo mantener el vehículo en el estado movimiento de baja velocidad cuando el vehículo está en movimiento. En el presente proceso, la entrada U_liftin de control de elevación y la entrada de control de fase U_Cain se calculan como se describe en lo anterior. Entonces, al ingresar estas entradas U_Liftin y U_Cain de control en el mecanismo 50 de elevación de válvula variable y el mecanismo 70 de fase de leva variable, respectivamente, la cantidad de aire de admisión se controla. Después, se dará una descripción de los resultados del control por el aparato 1 de control de acuerdo con la primera modalidad configurada como se describe en lo anterior. La FIGURA 35 muestra un ejemplo de los resultados del control de relación de aire-combustible y el proceso de control de mecanismo variable llevado a cabo por el aparato 1 de control de acuerdo con la presente modalidad . Como se muestra en la FIGURA 35, durante la ejecución del control de la relación aire-combustible utilizando el coeficiente Kg de transición ajustado a 0, con base en la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada sola, si un aumento repentino del valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible en una dirección positiva es causado por ejemplo por el error de elevación en un punto ti de tiempo, el error Weaf modificado también se incrementa súbitamente en forma simultánea. Como resultado, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básica se cambia en una dirección negativa con el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (17) a (24) mencionadas anteriormente de modo que el error Weaf modificado se hace que converja a 0, incrementando súbitamente el valor absoluto del valor Dlift_bs de corrección de elevación básico. En resumen, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula de modo que el error de elevación se elimina.

Además, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básica no llega a ser mayor que el valor Dlift_bs_L límite inferior predeterminado mencionado anteriormente en el punto ti de tiempo, con lo cual el coeficiente ? olvidado se conmuta de 1 al valor lmt predeterminado. Entonces, después del punto ti de tiempo, el valor absoluto del valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se reduce junto con el transcurso del tiempo debido al efecto olvidado proporcionado por el coeficiente ? olvidado, y cuando Dlift_bs > Dlift_bs_L llega a mantenerse (punto t2 de tiempo) , el coeficiente ? olvidado se conmuta del valor Xlmt predeterminado a 1. Como resultado, el efecto olvidado proporcionado por el coeficiente ? olvidado se cancela, y la entrada Uadp de ley adaptable se calcula como un valor integral de una función de conmutación s por las ecuaciones (20) y (21) mencionadas anteriormente, con lo cual el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula como un valor capaz de eliminar el error de elevación en forma rápida y apropiada, por la función de la entrada Uadp de ley adaptable. Entonces, después de un punto t3 de tiempo, cuando la cara en el motor 3 se cambia para incrementar en forma progresiva el coeficiente Kg de transición desde 0, el error eaf modificado se reduce junto con el incremento progresivo en el coeficiente Kg de transición, y cuando el coeficiente Kg de transición = 1 llega a mantenerse (punto t4 de tiempo) , el error Weaf modificado llega a ser igual a 0, pero por la function de la entrada Uadp de ley adaptable, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se mantiene en el valor capaz de eliminar el error de elevación en forma rápida y apropiada sin converger a 0, incluso después del punto t4 de tiempo. En lo sucesivo, en un punto t5 de tiempo, cuando el coeficiente Kg de transición comienza a disminuir progresivamente desde 1, el error Weaf modificado se incrementa en una dirección positiva junto con la disminución en el coeficiente Kg de transición, y el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico cambia en el lado negativo de modo que el valor absoluto del mismo se incrementa. Consecuentemente, se entiende que el error de elevación se compensa en forma apropiada después de que la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada ha iniciado se reflejará en el cálculo de la cantidad TOUT de inyección de combustible. Entonces, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula de modo que después de un punto t6 de tiempo, el coeficiente Kg de transición se mantenga en un valor positivo menor a l, y el error Weaf modificado converja a 0. Adicionalmente , la FIGURA 36 muestra un ejemplo de los resultados del control de relación aire-combustible llevado a cabo por el aparato 1 de control de acuerdo con la primera modalidad. Para comparación, la FIGURA 37 muestra un ejemplo (en lo sucesivo referido como "el ejemplo comparativo") de los resultados de control obtenidos cuando el valor de Dlift de corrección de elevación se mantiene en 0, es decir cuando Liftin_mod se ajusta para que sea igual a Liftin. Debe observarse que los resultados de control anteriores se obtienen al ajustar la relación KCMD aire-combustible a 1 para facilidad de comprensión. Con referencia a las FIGURAS. 36 y 37, se entiende que en el ejemplo comparativo de la FIGURA 37, se presenta con frecuencia un estado en el cual el coeficiente KAF de corrección de relación aire-combus ible se desvía en gran medida de la relación KCMD aire-combustible objetivo hacia el lado más rico, y se mantiene en el lado más rico. En contraste, se entiende que en el ejemplo de los resultados de control de la FIGURA 36 por el aparato 1 de control de acuerdo con la presente modalidad, el coeficiente KAF de corrección de relación aire-combustible se mantiene en la cercanía de la relación KCMD aire-combustible objetivo y que puede garantizarse precisión de control de alto nivel. Adicionalmente , cuando las diferencias entre las relaciones KCMD aire-combustible objetivo y las relaciones KACT aire-combustibles reales, es decir, los errores de las relaciones aire-combustible del ejemplo y el ejemplo comparativo se comparan entre sí al referirse a las FIGURAS. 36 y 37, se entiende que errores de relación aire-combustible relativamente grandes se presentan frecuentemente en el ejemplo comparativo. En contraste, se entiende que en el ejemplo de los resultados de control de acuerdo con la presente modalidad, los errores de relación aire-combustible se controlan para valores más pequeños que los valores de los errores de relación aire-combustible en el ejemplo comparativo, con lo cual puede asegurarse precisión de control de alto nivel. Como se describe en lo anterior, se entiende que al utilizar el valor de Dlift de corrección de elevación de acuerdo con la presente modalidad, es posible compensar en forma precisa el error de elevación, haciendo posible por consiguiente asegurar precisión de control alta en el control de la relación aire-combustible . Como se describe anteriormente, de acuerdo con el aparato 1 de control de la primera modalidad, la ponderación de error se calcula utilizando un modelo de superficie de respuesta configurado como se muestra en las FIGURAS 19 y 20, y el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible se corrige (modifica) por la ponderación W de error, para calcular por consiguiente el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible. Como se describe anteriormente, la ponderación W de error se calcula como un valor indicativo de la probabilidad de que el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible se provoque por el error de elevación, en otras palabras, el grado de influencia de la elevación Liftin de válvula sobre el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible, y por lo tanto el error Víeaf modificado se calcula como un valor sobre el cual se refleja el grado de influencia de la elevación Liftin de válvula sobre el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible. Adicionalmente , el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula de modo que el error Weaf modificado calculado como en lo anterior se hace que converja a 0, y el valor Dlift de corrección de elevación se calcula al multiplicar el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico por la sensibilidad Rflift de corrección. La cantidad Gcyl_vt_base de aire de admisión estimada básica, es decir la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 11, es decir el modelo de correlación, de acuerdo con la elevación Liftinjnod de válvula corregida obtenida al corregir la elevación Liftin de válvula por el valor Dlift de corrección de elevación. Por lo tanto, no sólo cuando el error de relación aire-combustible se incrementa temporalmente por una alteración sino también cuando el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible, es decir el error de relación aire-combustible es propenso a incrementarse temporalmente debido a la presentación del error de elevación provocado por ejemplo por la degradación de la confiabilidad de los resultados de detección de la elevación Liftin de válvula y un cambio en las características del mecanismo 50 de elevación de válvula variable, el error de relación aire-combustible puede compensarse apropiadamente justo lo suficiente por la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada. Si la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada se calcula asumiendo que la ponderación de error = 1 y Eaf = Weaf se mantienen, cuando el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible se provoca principalmente por el error de elevación, es decir cuando el grado de influencia de la elevación Liftin de válvula sobre el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible es grande, el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible, es decir el error de relación aire-combustible puede compensarse apropiadamente por la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada calcualda de esta manera. Sin embargo, cuando el grado de influencia de la elevación Liftin de válvula sobre el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible es pequeño, es decir cuando el error de relación aire-combustible se provoca principalmente por una alteración o similar diferente al error de elevación, es imposible compensar apropiadamente el error de relación aire-combustible utilizando la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada, lo cual resulta en sobrecompensación o subcompensación para el error de relación aire-combustible. Por lo tanto, al utilizar la ponderación W de error descrita en lo anterior, el error de relación aire-combustible puede compensarse apropiadamente justo lo suficiente por la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada. Además, ya que la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada se calcula utilizando el mapa de la FIGURA 11 el cual representa la correlación entre la elevación Liftin_mod de válvula corregida y la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada, el error de relación aire-combustible puede compensarse más rápidamente que cuando el error de relación aire-combustible se compensa por el coeficiente KAF de corrección de relación aire-combustible calculado con un algoritmo de control de alimentación negativa. Como se describe en lo anterior, incluso bajo una condición donde el error de relación aire-combustible se incrementa temporalmente por el error de elevación, es posible compensar el error de relación aire- combustible en forma apropiada y rápida, haciendo posible por consiguiente garantizar precisión de control de alto nivel incluso cuando el motor 3 se encuentra en un estado de operación transitorio. Adicionalmente , aunque la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible al error de elevación varía con la influencia de la fase Cain de leva y la velocidad NE del motor en el mismo, la ponderación de error se calcula con base no sólo en la elevación Liftin de válvula sino también en la fase Cain de leva y la velocidad NE del motor, como se describe en lo anterior, y por lo tanto la ponderación W de error se calcula de modo que el grado de influencia de la fase Cain de leva y la velocidad NE del motor sobre el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible se refleje. Por consiguiente, al utilizar la ponderación de error calculada como en lo anterior, es posible calcular la primera cantidad Gcyl_vt de aire de adminisión estimada de modo que el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible, es decir el error de relación aire-combustible pueda compensarse, mientras se provoca que la influencia de la fase Cain de leva y la velocidad NE del motor sobre el error de elevación se refleje en el mismo. Esto hace posible además aumentar la precisión del control .

Adicionalmente , la sensibilidad Rlift de corrección se calcula como un valor el cual representa la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible al error de elevación, y el valor Dlift de corrección de elevación se calcula al multiplicar el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico por la sensibilidad Rlift de corrección, de modo que sea posible evitar que el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico efectúe sobrecompensación sensible al valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible bajo la condición, descrita en lo anterior, donde la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible al error de elevación es baja. Además, el valor del coeficiente K_r de corrección de sensibilidad, el cual se utiliza para calcular la sensibilidad Rlift de corrección, en el lado adelantado del mismo se ajusta a un valor más cercano a 1 que aquel del coeficiente K_w de corrección de ponderación de error, el cual se utiliza para calcular la ponderación W de error, con lo cual es posible evitar que la mezcla aire-combustible se empobrezca por la cantidad TOUT de inyección de combustible calculada en forma errónea como un valor pequeño, como se describe en lo anterior. Esto hace posible garantizar la estabilidad de la combustión . Debe observarse que aunque en la primera modalidad, el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (17) a (24) mencionadas anteriormente se utiliza por el algoritmo para calcular el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico, a manera de ejemplo, esto no es limitativo, sino que el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico puede calcularse con un algoritmo de control expresado por las siguientes ecuaciones (36) a (44), a las cuales se aplica una combinación de un observador de alteración adaptable y un algoritmo de control en modo de deslizamiento. a(k)=Weaf (k)+S-Weaf (k-1) (36) Urch(k)=-Krch-a(k) (37) Unl(k) = -Knl-sgn(a(k)) (38) s hat (k) = ürc (k-l)+Unl (k-1) +üls (k- 1) (39) E_sig(k) = o(k)-o_hat(k) = s (k)-Urch(k-O-Unl (k-l)-Uls (k-1) (40) Uls(k) = A-Uls(k-lH-j p-E_sig(k) (41) • Cuando DI if t_bs_L<Dl if t_bs (k-lKDl i f t_bs_H ? = 1 (42) •CuandoDlift_bs(k-l)=Dlift_bs_L or Dlift_bs_H=Dliít_bs(k-l) ? =? lmt (43) Dlift_bs(k) = Urch(kHUnl(k)+Uls(k) (44) En la ecuación (39) anterior, a_hat representa un valor estimado de una función de conmutación, y Uls representa un valor estimado de alteración. El valor Uls estimado de alteración se calcula con un algoritmo de identificación de ganancia fijo expresado por las ecuaciones (40) y (41) . En la ecuación (40) , E_sig representa un error de estimación. En la ecuación (41), P representa una ganancia de identificación fija. Debe observarse que las ecuaciones (39) a (43) anteriores expresan un algoritmo para calcular el valor Uls estimado de alteración del observador de alteración adaptable. En el algoritmo de control anterior expresado por las ecuaciones (36) a (44) para el cálculo del valor Dlift_bs de corrección de elevación básico, el valor Uls estimado de alteración corresponde a un término integral . En la ecuación (41), el valor Uls(k-l) inmediatamente precedente del valor estimado de alteración se multiplica por el coeficiente ? olvidado, y si el valor absoluto del valor Dlift_bs de corrección de elevación básico es grande, el coeficiente ? olvidado se ajusta a un valor dentro del intervalo de 0 < ? < 1. Con esta configuración, el efecto olvidado mencionado anteriormente proporcionado por el coeficiente ? olvidado hace posible evitar que los términos Uadp' y Uls integrales en los algoritmos de control respectivos para calcular el coeficiente KAF de corrección de relación aire-combustible y el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico interfieran ente sí para evitar por consiguiente que los términos integrales exhiban comportamientos oscilantes, y que el valor absoluto del valor Uls estimado de alteración, es decir el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se incremente. Esto hace posible evitar que la primera cantidad Gcyl_vt de aire de admisión estimada oscile y tome temporalmente un valor inapropiado, haciendo posible por consiguiente mejorar la capacidad de control en un estado transitorio. Adicionalmente , si el valor absoluto del valor Dlift_bs (k-1) inmediatamente precedente del valor de corrección de elevación básico es pequeño, el coeficiente ? olvidado se ajusta a l, y por lo tanto incluso cuando el error Weaf modificado llega a acercarse a 0, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico puede mantenerse en un valor apropiado. Esto hace posible aumentar la receptividad del control de relación aire-combustible cuando el error Weaf modificado comienza a incrementarse, haciendo posible por consiguiente aumentar la precisión de control. Además, ya que el valor Uls estimado de alteración se calcula con el algoritmo de identificación de ganancia fijo del observador de alteración adaptable, comparado con el algoritmo de control de acuerdo con la primera modalidad utilizando la entrada Uadp de ley adaptable, es posible aumentar además la capacidad para suprimir el comportamiento de fluctuación integral y el comportamiento excesivo del valor Dlift bs de corrección de elevación básico. Adicionalmente , aunque en la primera modalidad, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula utilizando el algoritmo de control al cual se aplica el algoritmo de control en modo de deslizamiento expresado por las ecuaciones (17) a (24) como el algoritmo de control que especifica la respuesta, a manera de ejemplo, un algoritmo de control al cual se aplica un algoritmo de control de retroceso puede utilizarse como el algoritmo de control que especifica la respuesta. También cuando el algoritmo de control al cual se aplica el algoritmo de control de retroceso se utiliza por el algoritmo para calcular el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico, como se describe en lo anterior, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (17) a (24) en la primera modalidad. Adicionalmente, aunque en la primera modalidad, el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (17) a (24) mencionadas anteriormente se utiliza por el algoritmo para calcular el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico, a manera de ejemplo, el algoritmo para calcular el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico no se limita a este, sino cualquier algoritmo adecuado puede utilizarse en la medida en que sea capaz de calcular el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico de modo que se hace que el error Weaf modificado converja a 0. Por ejemplo, un algoritmo de control PID, un algoritmo de control óptimo, un algoritmo de control H8, o similar puede utilizarse por el algoritmo para calcular el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico. Cuando el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico se calcula de esta manera con el algoritmo de control PID, el algoritmo de control óptimo, el algoritmo de control H°°, o similar, comparado con el uso del algoritmo de control expresado por las ecuaciones (17) a (24) , existe un temor de que el efecto para suprimir el error Weaf modificado exceda 0, o que la robustez del aparato de control se degrade, y por lo tanto a este respecto, el algoritmo de control de acuerdo con la primera modalidad es superior al algoritmo de control PID, el algoritmo de control óptimo, el algoritmo de control ?8, y así sucesivamente. Adicionalmente , aunque en la primera modalidad, el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (6) a (10) mencionadas anteriormente se utiliza por un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado para calcular el coeficiente KAF de corrección de relación aire-combustible como el segundo valor de entrada, a manera de ejemplo, el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado para calcular el segundo valor de entrada en la presente invención no se limita a este, sino cualquier algoritmo adecuado de control de alimentación negativa puede utilizarse en la medida en que sea capaz de calcular el segundo valor de entrada de modo que se hace que el segundo valor de entrada converja al valor objetivo. Por ejemplo, el coeficiente KAF de corrección de relación aire-combustible como el segundo valor de entrada puede calcularse con un algoritmo utilizando un regulador de autoafinación, el cual se describe por ejemplo en la Publicación de Patente Abierta al Público Japonesa ( okai) No. 2006-2591. Adicionalmente , como el algoritmo para calcular el coeficiente KAF de corrección de relación aire-combustible como el segundo valor de entrada, puede utilizarse el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (36) a (44) mencionadas anteriormente, o puede utilizarse el algoritmo de control de retroceso, el algoritmo de control PID, el algoritmo de control óptimo, el algoritmo de control H8, o similar. Adicionalmente, aunque en la primera modalidad, la sensibilidad Rlift de corrección se calcula utilizando el modelo de superficie de respuesta formado por los mapas mostrados en las FIGURAS 21 y 22, a manera de ejemplo, la sensibilidad Rlift de corrección puede calcularse utilizando el modelo de superficie de respuesta formado por los mapas mostrados en las FIGURAS 19 y 20 en lugar del modelo de superficie de respuesta formado por los mapas mostrados en las FIGURAS 21 y 22. En resumen, la sensibilidad Rlift de corrección puede calcularse como un valor igual a la ponderación de error. Adicionalmente , sino existe necesidad de evitar la sobrecompensación para el valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible por el valor Dlift de corrección de elevación bajo la condición donde la sensibilidad del valor Eaf estimado de error de relación aire-combustible al error de elevación es baja, la ecuación (25) puede omitirse para ajustar Rlift a 1 en la ecuación (26) para hacer por consiguiente que Dlift = Dlift_bs se mantenga. Es decir, el valor Dlift_bs de corrección de elevación básico puede utilizarse como el valor Dlift de corrección de elevación. Adicionalmente, aunque en la primera modalidad, la elevación Liftin de válvula se utiliza como un parámetro de estado de operación, a manera de ejemplo, el parámetro de estado de operación en el aparato de control de acuerdo con la presente invención no se limita a este. Por ejemplo, para controlar la relación aire-combustible del motor 3 que tiene el mecanismo 70 de fase de leva variable, la fase Cain de leva puede utilizarse como un parámetro de estado de operación. Adicionalmente, para controlar la relación aire-combustible del motor 3, lo cual no se proporciona con el mecanismo 50 de elevación de válvula variable o el mecanismo 70 de fase de leva variable sino con un solo mecanismo de válvula de estrangulación, el grado de abertura del mecanismo de válvula de estrangulación puede utilizarse como un parámetro de estado de operación. Además, en el caso de que el llamado motor con velocidad-densidad, el cual se proporciona con un sensor de presión de tubo de admisión y un sensor de ángulo de cigüeñal, para controlar la relación aire-combustible con base en parámetros de los sensores, la presión de tubo de admisión y la velocidad NE de motor pueden utilizarse como parámetros de estado de operación. Adicionalmente , aunque en la primera modalidad, para modificar el modelo de correlación, la elevación Liftin de válvula como el segundo parámetro de referencia se corrige (modifica) por el valor Dlift de corrección de elevación como el valor de modificación corregido, a manera de ejemplo, el método para modificar el modelo de correlación de acuerdo con la presente invención no se limita a este, sino cualquier método adecuado puede utilizarse en la medida en que sea un método capaz de modificar el modelo de correlación. Por ejemplo, un método puede emplearse en el cual el primer valor de entrada se modifica utilizando el valor de modificación corregido. Enseguida, se describirá un aparato 1A de control (véase FIGURA 38) de acuerdo con una segunda modalidad de la presente invención. Debe observarse que en la siguiente descripción, los elementos componentes del aparato 1A de control, idénticos a aquellos del aparato 1 de control de acuerdo con la primera modalidad, se designan por números de referencia idénticos, y la descripción detallada del mismo se omite. El aparato 1A de control se aplica a un vehículo de un llamado sistema FR, no mostrado, el cual tiene el motor 3 con la transmisión automática mencionada anteriormente instalada en un lado frontal del mismo, e incluye ruedas traseras y ruedas delanteras, ninguna de las cuales se muestra, como ruedas impulsoras y ruedas no impulsoras, respectivamente. En forma más específica, el aparato 1A de control se proporciona para llevar a cabo control de tracción del vehículo. Debe observarse que el término "control de tracción" pretende dar a entender un método de control para reducir el par de torsión del motor, cuando el par de torsión del motor llega a ser muy grande durante la aceleración del vehículo, provocando por consiguiente un estado en el cual las ruedas impulsoras giran sin carga o en reposo con respecto a las ruedas no impulsoras, para evitar que el estado de marcha lenta para garantizar por consiguiente la estabilidad del vehículo para aumentar el desempeño en aceleración del motor 3. Con referencia a la FIGURA 38, el aparato 1A de control incluye la ECU 2. Hacia la ECU 2 se conectan no sólo los sensores 20 a 27 mencionados anteriormente sino también los sensores 80 y 81 de velocidad de las ruedas delanteras izquierda y derecha, y los sensores 82 y 83 de velocidad de las ruedas traseras izquierda y derecha. Debe observarse que en la presente modalidad, el sensor 20 de ángulo de cigüeñal corresponde al medio de detección de parámetro de referencia, y al medio de detección de segundo parámetro de referencia. Los sensores 80 y 81 de velocidad de las ruedas delanteras izquierda y derecha detectan las velocidades de las ruedas delanteras izquierda y derecha, para enviar señales indicativas de las velocidades de las ruedas delanteras izquierda y derecha detectadas respectivas hacia la ECU 2. La ECU 2 calcula las velocidades de las ruedas delanteras izquierda y derecha con base en las señales de los sensores 80 y 81 de velocidad de las ruedas delanteras izquierda y derecha, y calcula la media aritmética de las mismas como una velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras. Adicionalmente , la ECU 2 calcula las velocidades de las ruedas traseras izquierda y derecha con base en las señales de los sensores 82 y 83 de velocidad de las ruedas traseras izquierda y derecha, y calcula la media aritmética de las mismas como una velocidad s_act de las ruedas impulsoras.

Debe observarse que en la presente modalidad, los sensores 80 y 81 de velocidad de las ruedas delanteras izquierda y derecha corresponden al medio de detección del primer parámetro de referencia, la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras al primer parámetro de referencia, los sensores 82 y 83 de velocidad de las ruedas traseras izquierda y derecha al medio de detección de la variable controlada, y la velocidad s_act de las ruedas impulsoras a la variable controlada y la velocidad de las ruedas del vehículo. Adicionalmente , como se muestra en la FIGURA 39, el aparato 1A de control incluye un controlador 200 de tracción. Como se describe en lo sucesivo, el controlador 200 de tracción se proporciona para calcular el par de torsión Trq del motor como el par de torsión del motor 3 el cual hace posible evitar el estado de marcha lenta de las ruedas impulsoras, para garantizar por consiguiente la estabilidad del vehículo y aumentar el desempeño en aceleración del motor 3 en una manera compatible. El controlador 200 de tracción se implementa por la ECU 2. Debe observarse que en la presente modalidad, el controlador 200 de tracción corresponde al medio de cálculo de entrada de control, y el par de torsión Trq del motor corresponde a la entrada de control y a la salida del motor 3.

Como se muestra en la FIGURA 39, el controlador 200 de tracción se comprende de una sección 201 de cálculo de velocidad de las ruedas objetivo, un controlador 202 de alimentación negativa de velocidad de las ruedas, una sección 203 de cálculo de par de torsión máximo/mínimo, una sección 204 de cálculo de fuerza motriz de demanda de normalización, un elemento 205 de multiplicación, una sección 206 de cálculo de par de torsión de alimentación positiva, un elemento 207 de adición, y una sección 210 de cálculo del valor de corrección de par de torsión. Primero, la sección 201 de cálculo de velocidad de las ruedas objetivo calcula una velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo por la siguiente ecuación (45) . Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 201 de cálculo de velocidad de las ruedas objetivo corresponde al medio de ajuste de valor objetivo, y la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo corresponde al valor objetivo.

Ws_cmd(k)=Ws_ref(k)+OptS1ip (45) En la ecuación (45) anterior, OptSlip representa un valor desplazado de deslizamiento predeterminado el cual corresponde a una cantidad de deslizamiento permisible entre las ruedas impulsoras y las ruedas no impulsoras, y en la presente modalidad, se ajusta a un valor fijo (por ejemplo 10 km/h) . Debe observarse que el valor OptSlip desplazado de deslizamiento puede determinarse al consultar un mapa o una ecuación predeterminada, de acuerdo con un parámetro predeterminado (por ejemplo la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, un valor estimado del coeficiente de resistencia friccional de una superficie de carretera, una señal de detección de un sensor de proporción de guiñada, una señal de detección de un sensor de ángulo de deslizamiento montado en el cuerpo del vehículo, etc . ) . Adicionalmente , el controlador 202 de alimentación negativa de velocidad de las ruedas calcula un valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión por un método, descrito en lo sucesivo, con base en la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo y la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras. Debe observarse que en la presente modalidad, el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión corresponde al segundo valor de entrada . Adicionalmente, la sección 210 de cálculo del valor de corrección de par de torsión calcula un valor Ktrq de corrección de par de torsión por un método, descrito en lo sucesivo, con base en el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión, la velocidad NE de motor, y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 210 de cálculo del valor de corrección de par de torsión corresponde al medio de modificación de modelo y al medio de cálculo del valor de modificación corregido, y el valor Ktrq de corrección de par de torsión corresponde al valor de modificación corregido. Por otro lado, la sección 203 de cálculo de par de torsión máximo/mínimo calcula un par de torsión Trq_max máximo y un par de torsión Trq_min mínimo al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 40 de acuerdo con la velocidad NE de motor. En la FIGURA 40, NEalta representa una velocidad de motor permisible máxima predeterminada (por ejemplo 7000 rpm) . Estos valores Trq_max y Trq_min representan el valor máximo y el valor mínimo del par de torsión del motor lo cual puede lograrse cuando la velocidad NE de motor es igual a la velocidad de motor asociada. Adicionalmente , en este mapa, el par de torsión Trq_min mínimo se ajusta a un valor negativo. Esto se debe a que el par de torsión Trq_min mínimo corresponde al par de torsión del motor obtenido en un estado en el cual el pedal acelerador no se pisa, es decir en un estado de frenado del motor durante una operación de suspensión combustible de desaceleración. Debe observarse que en la presente modalidad, el par de torsión Trq_max máximo corresponde al parámetro de referencia, un valor límite de la salida del motor 3, y al segundo parámetro de referencia . Adicionaltnente , la sección 204 de cálculo de fuerza motriz de demanda de normalización calcula una fuerza Ktrq_ap motriz de demanda de normalización al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 41 de acuerdo con la abertura AP de pedal acelerador. En la FIGURA 41, APmax representa el valor máximo (100 %) de la abertura del pedal acelerador. Adicionalmente , la fuerza Ktrq_ap motriz de demanda de normalización representa un valor obtenido al normalizar la fuerza Ktrq_ap motriz de demanda de normalización determinada con base en la abertura AP del pedal acelerador, con referencia a una fuerza Trq_apmax motriz de demanda obtenida cuando AP = APmax se mantiene, es decir, un valor el cual satisface la ecuación, Ktrq_ap = Trq_ap ÷ Ktrq_apmax. El elemento 205 de multiplicación calcula a par de torsión Trq_max_mod máximo corregido por la siguiente ecuación (46) . Más específicamente, el par de torsión Trq_max_mod máximo corregido se calcula al corregir el par de torsión Trq_max máximo por el valor Ktrq de corrección de par de torsión. Tr(Liaxjod(k)=Kírq(k) 'Tryax(k) ¦· ·· · (46) Adicionalmente, la sección 206 de cálculo de par de torsión de alimentación positiva calcula un par de torsión Trq_ff de alimentación positiva por la siguiente ecuación (47) .

Trq_f f (k) = Kt rq_ap (k) {Trqjnaxjrod (k)-Tl rqjnin (k) } +T t rq_mi n (k) (4 7 ) Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 206 de cálculo de par de torsión de alimentación positiva corresponde al medio de cálculo de primer valor de entrada, y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva corresponde al primer valor de entrada. Adicionalmente, calcular el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva utilizando las ecuaciones (46) y (47) corresponde a calcular el primer valor de entrada utilizando un modelo de correlación modificado. Entonces, finalmente, el elemento 207 de adición calcula el par de torsión Trq del motor por la siguiente ecuación (48). Más específicamente, el par de torsión Trq del motor se calcula como la suma del valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva.

Trq (k) = T rq_f b (k) + Trq_f f (k) (4 8 ) Enseguida, se dará una descripción del controlador 202 de alimentación negativa de velocidad de las ruedas mencionado anteriormente. El controlador 202 de alimentación negativa de velocidad de las ruedas calcula el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión con un algoritmo de control expresado por las ecuaciones (49) a (59) siguientes, a las cuales se aplica una combinación de un algoritmo de control en modo de deslizamiento de dos grados de libertad tipo filtro de valor objetivo, y un observador de alteración adaptable.

Ws_cmd_f (k) = -Rt *Ws_cmd_f (k- 1) + (1 +R0 f s.cid (k) (49) Et (k) = Ws_ac t (k) -Ws_cmd_f (k) (50) at(k)=Et(k)ISt»Et(k-l) (51) UrchJ (k)=-KrchJ-at(k) (52) Unl_t(k)=-Knl_t'Sgn(at(k)) (53) atJaí(k)=Urch_t(k-l)+Unl_t(k-l)+UlsJ(k-l) (54) E t_s i g (k) = s t (k) - s t_hat (k) = s t (k) - UrchJ (k- 1) -Un_í (k- 1) -Uls J (k- 1) (55) UlsJ(k)=At'UlsJ(k-l)+^- Et_sig(k) (56) • Cuando U 1 s_ t _L<U 1 s_ t (k - 1 )<U 1 s_ t_H At = l (57) • CuandoU 1 s_í (k- 1) =U1 s_t_L or UlsJJ=UlsJ(k-l) At=Atlit (58) TrqJ b (k) =Urch J (k) +Unl_t (k) +U1 s.t (k) (59) En el algoritmo de control anterior, primero, un valor Ws cmd f filtrado de la velocidad de las ruedas objetivo se calcula con un algoritmo de filtro de paso bajo tipo desfase de primer orden expresado por la ecuación (49) . En la ecuación (49) , Rt representa un parámetro de ajuste de filtro de valor objetivo, y se ajusta a un valor el cual satisface la interrelación de -1 < Rt < 0. En este caso, la velocidad de seguimiento del valor Ws_cmd_f filtrado para la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo se determina por un valor ajustado al parámetro Rt de ajuste de filtro de valor objetivo. Entonces, una entrada Urch_t de ley de alcance y una entrada Unl_t no lineal se calculan con un algoritmo de control al cual se aplica un algoritmo de control en modo de deslizamiento expresado por las ecuaciones (50) a (53) siguientes. En la ecuación (50), Et representa un error de seguimiento, y en la ecuación (51) , at representa una función de conmutación. Adicionalmente , en la ecuación (51) , St representa un parámetro de ajuste de función de conmutación, y se ajusta a un valor el cual satisface la interrelación pf - 1 < St < 0. En este caso, la proporción de convergencia del error Et de seguimiento para 0 se designa por un valor ajustado al parámetro St de ajuste de función de conmutación. Adicionalmente, en la ecuación (52) , Krch_t representa una ganancia de ley de alcance predeterminada, y en la ecuación (53) , Knl_t representa una ganancia de entrada no lineal predeterminada. Adicionalmente, en la ecuación (53), sgn(at(k)) representa una función de señal, y el valor de la misma se ajusta de modo que sgn(at(k)) = 1 se mantenga cuando at (k) = 0, y cuando at (k) < 0, sgn(at(k)) = -1 se mantenga (debe observarse que el valor de la misma puede ajustarse de modo que sgn(at(k)) = 0 se mantenga cuando at (k) = 0) . Entonces, un valor Uls_t estimado de alteración se calcula con un algoritmo de control al cual se aplica un observador de alteración adaptable expresado por las ecuaciones (54) a (58) . En la ecuación (54), at_hat representa un valor estimado de una función de conmutación, y Uls_t representa un valor estimado de alteración. El valor Uls_t estimado de alteración se calcula con un algoritmo de identificación de ganancia fijo expresado por las ecuaciones (55) y (56) . En la ecuación (55) , Et_sig representa un error de estimación, y en la ecuación (56) , Pt representa una ganancia de identificación fija. Adicionalmente , en la ecuación (56), t representa un coeficiente olvidado, y como se muestra en las ecuaciones (57) y (58) , el valor del mismo se ajusta a 1 o a un valor tlmt predeterminado, de acuerdo con los resultados de comparaciones entre el valor Uls_t(k-1) inmediatamente precedente del valor estimado de alteración y los valores Uls_t_H y Uls_t_L límites superior e inferior predeterminados. El valor Uls_t_H límite superior se ajusta a un valor positivo predeterminado, y el valor Uls_t_L límite inferior se ajusta a un valor negativo predeterminado, mientras el valor ?^?t? predeterminado se ajusta a un valor el cual satisface la interrelación de 0 < ?^p? < 1. Entonces, como se muestra en la ecuación (59), el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión se calcula finalmente como la suma de la entrada Urch_t de ley de alcance, la entrada Unl_t no lineal, y el valor Uls_t estimado de alteración. Como se describe en lo anterior, el controlador 202 de alimentación negativa de velocidad de las ruedas calcula el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión con el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (49) a (59) , y por lo tanto el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión se calcula como un valor para hacer que la velocidad s_act de las ruedas impulsoras converja al valor Ws_cmd_f filtrado de la velocidad de las ruedas objetivo, en otras palabras, como un valor para hacer que la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras converja a la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo. En este caso, como se describe anteriormente, la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo se calcula al agregar el valor OptSlip desplazado de deslizamiento a la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, de modo que en un estado de Ws act Ws cmd, s ref - Ws act OptSlip se mantiene. Adicionalmente , el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión se calcula utilizando el coeficiente ?t olvidado, y por lo tanto si el valor absoluto del valor Uls_t(k-1) inmediatamente precedente del valor estimado de alteración es grande, el efecto olvidado descrito en lo anterior proporcionado por el coeficiente ? olvidado hace posible evitar que el valor Uls_t estimado de alteración como un término integral, es decir el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión se incremente. Como resultado, como se describe en lo sucesivo, el valor Ktrq de corrección de par de torsión calculado con base en el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión llega a ser temporalmente inapropiado, haciendo posible por consiguiente evitar que el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva tome temporalmente un valor inapropiado. Además, el valor Uls_t estimado de alteración como el término integral en el algoritmo para calcular el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión puede evitarse que interfiera con un valor integral (valor Uls_v estimado de alteración) en un algoritmo, descrito en lo sucesivo, para calcular el valor Ktrq de corrección de par de torsión, para evitar por consiguiente que los términos integrales exhiban comportamientos oscilantes. Esto hace posible aumentar la capacidad de control en un estado transitorio. Adicionalmente , si el valor absoluto del valor Uls_t(k-1) inmediatamente precedente del valor estimado de alteración es pequeño, el coeficiente ?t olvidado se ajusta a l, y por lo tanto incluso cuando el error Et de seguimiento ha convergido a 0, el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión puede mantenerse en un valor suficientemente apropiado para compensar el error Et de seguimiento rápidamente, con lo cual es posible aumentar la receptividad cuando el error Et de seguimiento comienza a incrementarse . Enseguida, la sección 210 de cálculo del valor de corrección de par de torsión mencionada anteriormente se describirá con referencia a la FIGURA 42. La sección 210 de cálculo del valor de corrección de par de torsión se proporciona para calcular el valor Ktrq de corrección de par de torsión para utilizarse para corregir el par de torsión Trq_max máximo. Como se muestra en la FIGURA 42, la sección 210 de cálculo del valor de corrección de par de torsión se comprende de una sección 211 de cálculo de ponderación de error, una sección 212 de cálculo de error de par de torsión, una sección 213 de cálculo de error de par de torsión modificado, una sección 214 de cálculo del valor de corrección de par de torsión básico, una sección 215 de cálculo de sensibilidad de corrección de par de torsión, y un elemento 216 de multiplicación. Primero, la sección 211 de cálculo de ponderación de error calcula una ponderación t de error al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 43 de acuerdo con la velocidad NE de motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras. La ponderación Wt de error toma un valor obtenido al normalizar una relación AWs_act/ATrq entre la cantidad AWs_act de cambio en la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras y la cantidad ATrq de cambio en el par de torsión del motor, con referencia al valor absoluto IAWs_act_ref/ATrq_refI de una relación AWs_act_ref/ÁTrq_ref obtenida en una velocidad de las ruedas de impulso predeterminada y un par de torsión del motor predeterminado, es decir, un valor el cual satisface la ecuación, Wt = (AWs_act/ATrq) ÷ (IAWs_act_ref/ATrq_ref | ) . La ponderación Wt de error representa una probabilidad de que el error Etf de par de torsión se provoque por una cantidad muy grande del par de torsión Trq del motor, cuando se asume que la correlación entre la velocidad NE de motor y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva, es decir, la correlación entre el par de torsión Trq_max máximo y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva se cambia por un incremento súbito en la abertura AP del pedal acelerador, con lo cual el error Etf de par de torsión, es decir el patinaje de una rueda impulsora se provoca. Más específicamente, la ponderación Wt de error se ajusta a un valor más grande ya que la probabilidad de que el error Etf de par de torsión se provoque por una cantidad muy grande del par de torsión Trq del motor es mayor. En otras palabras, la ponderación Wt de error se calcula como un valor el cual representa el grado de influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión. Adicionalmente , ya que el grado de la influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión también varía con la relación de engranaje de la transmisión, en la FIGURA 51, la ponderación Wt de error se ajusta de acuerdo con la velocidad NE de motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras. En la FIGURA 43, Ws_ref 1 a Ws_ref 3 representan valores predeterminados de la velocidad de las ruedas no impulsoras, los cuales satisfacen la relación de Ws_ref 1 < Ws_ref 2 < Ws_ref 3. En este mapa, la ponderación Wt de error se ajusta a un valor más pequeño a medida que la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras es mayor. Esto se debe a que cuando la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras es alta, el patinaje de una rueda impulsora es más difícil de que se presente ya que la relación de engranaje de la transmisión es mayor, y por lo tanto la ponderación Wt de error se ajusta a un valor más pequeño para hacer por consiguiente más pequeña la cantidad de corrección del par de torsión Trq_max máximo por el valor Ktrq de corrección de par de torsión en la dirección decreciente. Adicionalmente , la ponderación Wt de error se ajusta de modo que tiene la misma tendencia con respecto a la velocidad NE de motor que tiene una curva de par de torsión en curvas de desempeño del motor. Esto se debe a que la ponderación Wt de error es un valor indicativo del grado de influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 211 de cálculo de ponderación de error corresponde al medio de cálculo del parámetro del grado de influencia y al medio de cálculo del segundo parámetro de grado de influencia, y la ponderación Wt de error corresponde al parámetro del grado de influencia y al segundo parámetro de grado de influencia. Adicionalmente, aunque el mapa de la FIGURA 43 se proporciona para calcular la ponderación Wt de error de acuerdo con la velocidad NE de motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, el mapa de la FIGURA 43 puede considerarse que representa la correlación entre el par de torsión Trq_max máximo, la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, y la ponderación Wt de error, ya que el par de torsión Trq_max máximo se determina con base en la velocidad NE de motor, como se describe anteriormente. Por lo tanto, la FIGURA 43 corresponde al modelo de grado de influencia y al segundo modelo de grado de influencia. Adicionalmente , la sección 212 de cálculo de error de par de torsión calcula el error Etf de par de torsión por la siguiente ecuación (60) . Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 212 de cálculo de error de par de torsión corresponde al medio de cálculo del parámetro de error, y el error Etf de par de torsión corresponde al parámetro de error.

Etf(k)=Trq_fb(k)-Trq_fb_cmd(k) (60) En la ecuación (60) anterior, Trq_fb_cmd representa un valor de alimentación negativa de par de torsión objetivo que sirve como un objetivo de un valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión, y se ajusta a un valor fijo (por ejemplo 0) . Adicionalmente, la sección 213 de cálculo de error de par de torsión modificado calcula el error Wetrq de par de torsión modificado por la siguiente ecuación (61) . Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 213 de cálculo de error de par de torsión modificado corresponde al medio de cálculo de parámetro de error corregido, y el error Wetrq de par torsión modificado corresponde al parámetro de error corregido. Wetrq(k)=Wt(k)-Etf(k) (61) Enseguida, la sección 214 de cálculo de valor de corrección de par de torsión básico calcula un valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico con un algoritmo de control al cual se aplica un algoritmo de control en modo de deslizamiento expresado por las ecuaciones (62) a (69) siguientes. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 214 de cálculo de valor de corrección de par de torsión básico corresponde al medio de cálculo del valor de modificación, y el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico corresponde al valor de modificación . av(k)=Wetrq(k) + SvWetrq(k-l) (62) Urch_v(k) = -Krch_v av(k) (63) Unl_v(k) = -Knl_vsgn(av(k)) (64) Uadp_v (k) = -Kadp_v <5v (k) + Uadp_v_ini (65) <5v(k) = Av<5v(k-l) + av(k) (66) • Cuando Ktrq_bs_L<Ktrq_bs (k-l)<Ktrq_bs_H ?? = 1 (67) • Cuando Ktrq_bs(k-l)=KtrqJs_L or Ktrq_bs_H=Ktrq_bs(k-l) Av = Avlmt (68) K t r q_bs (k) = Ur cb_v (k) + Un 1 _v (k) + Uadp_v (k) (69) En la ecuación (62) anterior, s v representa una función de conmutación, y Sv un parámetro de ajuste de función de conmutación el cual se ajusta a un valor que satisface la interrelación de -1 < Sv < St < 0. La razón para ajustar de esta manera los dos parámetro de ajuste St y Sv de función de conmutación se describirá en lo sucesivo. En este caso, el índice de convergencia de los errores Wetrgi de par de torsión modificados a 0 se designan por un valor ajustado al parámetro Sv de ajuste de función de conmutación. Adicionalmente , en la ecuación (63) , Urch_v representa una entrada de ley de alcance, y Krch_v representa una ganancia de ley de alcance predeterminada. Adicionalmente, en la ecuación (64), Unl_v representa una entrada no lineal, y Knl_v representa una ganancia de entrada no lineal predeterminada. Adicionalmente, en la ecuación (64), sgn( a v(k)) representa una función de señal, y el valor de la misma se ajusta de modo que sgn( a v(k)) = 1 se mantenga cuando s v(k) = 0 y cuando s v(k) < 0, sgn( a v(k)) = -1 se mantenga (debe observarse que el valor de la misma puede ajustarse de modo que sgn( a v(k)) = 0 se mantenga cuando a v(k) = 0) . En la ecuación (65) , Uadp_v representa una entada de ley adaptable, y Kadp_v representa una ganancia de ley adaptable predeterminada ganancia. Adicionalmente, en la ecuación (65) , Uadp_v_ini representa el valor inicial de la entrada de ley adaptable, y se ajusta a un valor fijo (por ejemplo 1) de modo que el valor Ktrq de corrección de par de torsión, el cual es el valor de multiplicación no llegue a ser un valor negativo. Adicionalmente , en la ecuación (65) , d v representa el valor integral de una función de conmutación calculada por la ecuación (66) . En la ecuación (66) , ?? representa un coeficiente olvidado, y como se muestra en las ecuaciones (67) y (68) , el valor del mismo se ajusta a 1 o a un valor vlmt predeterminado, de acuerdo con los resultados de comparaciones entre el valor Ktrq_bs (k- 1 ) inmediatamente precedente de valor de corrección de par de torsión básico y los valores Ktrq_bs_H y Ktrq_bs__L límites superior e inferior predeterminados. El valor Ktrq_bs_H límite superior se ajusta un valor positivo predeterminado, y el valor Ktrq_bs_L límite inferior se ajusta a un valor negativo predeterminado, mientras que el valor vlmt predeterminado se ajusta a un valor el cual satisface la interrelación de 0 < lmt < 1, como se describe en lo anterior. Adicionalmente, como se muestra en la ecuación (69) , el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico se calcula como la suma de la entrada Urch_v de ley de alcance, la entrada Unl_v no lineal y la entrada Uadp_v de ley adaptable. Como se describe en lo anterior, la sección 214 de cálculo de valor de corrección de par de torsión básico calcula valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico con el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (62) a (69) , y por lo tanto el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico se calcula como un valor para hacer que el error Wetrq par de torsión converja a 0, en otras palabras, como un valor para hacer que el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión converja al Trq_fb cmd de alimentación negativa de par de torsión objetivo. Adicionalmente , el valor Ktrq_bs de corrección par de torsión básico se calcula utilizando el coeficiente ?? olvidado, y por lo tanto cuando el valor absoluto del valor Ktrq_bs (k-1) inmediatamente precedente del valor de corrección de par de torsión es grande, el efecto de olvidado descrito en lo anterior proporcionado por el coeficiente ? de olvidado hace posible evitar que el valor Uls_v estimado de alteración como el término integral, es decir, el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico se incremente, haciendo posible por consiguiente evitar que el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva tome temporalmente un valor inapropiado. Además, valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico, es decir, el valor Uls_v estimado de alteración como el término integral en el algoritmo para calcular el valor Ktrq de corrección de par de torsión puede evitarse que interfiera con el valor integral Uls_t en el algoritmo para calcular el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión descrito anteriormente, para evitar por consiguiente que los términos integrales exhiban comportamientos oscilantes. Esto hace posible aumentar la capacidad de control en un estado transitorio. Adicionalmente , si el valor absoluto del valor Ktrq_bs (k- 1 ) inmediatamente precedente del valor de corrección de par de torsión básico es pequeño, el coeficiente ?? olvidado se ajusta a l, y por lo tanto incluso cuando el error Etf de par de torsión ha convergido a 0, el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión puede mantenerse en un valor apropiado el cual es capaz de compensar el error Et de seguimiento rápidamente. Esto hace posible mejorar la receptividad cuando los errores Wetrq de par de torsión modificados comienzan a incrementarse. Por otro lado, la sección 215 de cálculo de sensibilidad de corrección de par de torsión calcula una de sensibilidad Rtrq de corrección par de torsión al consultar un mapa mostrado en la FIGURA 44 de acuerdo con la velocidad NE del motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras. Similarmente a la ponderación Wt de error descrita en lo anterior, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión toma un valor obtenido al normalizar una relación AWs_act/ATrq entre la cantidad AWs_act de cambio en la velocidad s_act de las ruedas impulsoras y la cantidad ATrq de cambio en el par de torsión del motor, con referencia al valor absoluto | AWs_act_ref/ATrq_ref | de la relación AWs_act_ref/ATrq_ref obtenida en la velocidad de las ruedas impulsoras predeterminadas y el par de torsión del motor predeterminado. En la FIGURA 44, las cuervas indicadas por líneas continuas representan los valores de la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión, y las curvas indicadas por líneas discontinuas representan los valores de la ponderación Wt de error descrita en lo anterior, para comparación. Como es claro a partir de la comparación entre las dos curvas, en este mapa, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajusta para que tenga aproximadamente la misma tendencia que aquella de la ponderación Wt de error. La razón de esto es la misma que se da en la descripción del mapa de la FIGURA 43. Como se describe en lo anterior, ya que la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se calcula por el mismo método que se emplea para el cálculo de la ponderación Wt de error, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se calcula como un valor indicativo del grado de la influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión.

Adicionalmente , como se describe anteriormente, el grado de la influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión también varía con la relación de engranaje de la transmisión, y por lo tanto en la FIGURA 44, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajusta de acuerdo con la velocidad NE del motor y la velocidad s_ref de las ruedas no impulsoras. Adicionalmente, en la FIGURA 44, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajusta a un valor igual al valor de la ponderación Wt de error en una región de velocidad de las ruedas no impulsoras baja y al mismo tiempo en una región de velocidad del motor baja a medio, es decir, en la región donde el control de tracción es fácil de operar, y en las otras regiones, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajusta a un valor más pequeño que el valor de la ponderación Wt de error. Esto se debe a que cuando la cantidad de corrección del par de torsión Trq_max máximo por el valor Ktrq de corrección de par de torsión en la dirección decreciente es muy pequeño, puede presentarse patinaje de las ruedas impulsoras. Para evitar este problema, los valores de la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajustan como en lo anterior. Debe observarse que en la presente modalidad, la sección 215 de cálculo de sensibilidad de corrección de par de torsión corresponde al medio de cálculo del primer parámetro de grado de influencia, y la sensibilidad Rtrq del par de torsión corresponde al primer parámetro de grado de influencia. Adicionalmente , aunque el mapa de la FIGURA 44 se proporciona para calcular la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión de acuerdo con la velocidad NE de motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, puede considerarse que representa la correlación entre el par de torsión Trq_max máximo, la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, y la sensibilidad Rtrq de corrección del par de torsión, ya que el par de torsión Trq_max máximo se determina de acuerdo con la velocidad NE de motor, como se describe anteriormente. Por lo tanto, el mapa de la FIGURA 44 corresponde al primer modelo de grado de influencia. Por otro lado, el elemento 216 de multiplicación calcula el valor Ktrq de corrección de par de torsión por la siguiente ecuación (70) . Más específicamente, el valor Ktrq de corrección de par de torsión se calcula al corregir el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico por la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión.

Ktrq(k)=Rtrq(kHtrq_bs(k) (70) Como se describe anteriormente, el aparato 1A de control de acuerdo con la presente modalidad calcula el par de torsión Trq del motor por el controlador 200 de tracción, y aunque no se muestra, lleva a cabo el proceso de control de mecanismo variable, el proceso de control de la relación aire-combustible, y el proceso de control de tiempo de ignición para obtener el par de torsión Trq del motor . Enseguida, se dará una descripción del control de los resultaos de control obtenidos cuando el control de tracción se realiza por el aparato 1A de control de acuerdo con la segunda modalidad configurada como se describe en lo anterior. FIGURA 45 muestra un ejemplo de los resultados de control obtenidos por el aparato 1A de control cuando la aceleración/desaceleración del vehículo se realiza en forma repetida sobre una superficie de carretera que tiene una resistencia friccional pequeña. La FIGURA 46 muestra, para comparación con el ejemplo de la FIGURA 45, un ejemplo (en lo sucesivo referido como "el ejemplo comparativo") de resultados de control obtenidos cuando el valor Ktrq de corrección de par de torsión se mantiene en 1, es decir cuando el par de torsión Trq_max máximo se utiliza directamente como el par de torsión Trq_max_mod máximo corregido . Con referencia a las FIGURAS 45 y 46, cuando se hace una comparación entre el ejemplo y el ejemplo comparativo en cuanto a los cambios en el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva y el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión dentro de un periodo de tiempo desde el inicio de la aceleración hasta el inicio de la desaceleración (de t30 a t31, de t32 a t33, y de t34 a t35, y de t40 a t41, de t42 a t43, y de t44 a t45) , se entiende que los dos valores Trq_ff y Trq_fb se hacen más pequeños en el ejemplo de acuerdo con la presente modalidad que en el ejemplo comparativo, con lo cual la presente modalidad se aumenta en capacidad de control. Adicionalmente , cuando se hace otra comparación entre el ejemplo y el ejemplo comparativo en cuanto a los cambios en la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras con respecto a aquellos en la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo después del inicio de la desaceleración, se entiende que el grado de desviación de la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras de la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo, es decir el error de control se suprime a un valor más pequeño en el ejemplo de los resultados de control de acuerdo con la presente modalidad que en el ejemplo comparativo, con lo cual la presente modalidad se aumenta en la precisión de control . Como se describe anteriormente, de acuerdo con el aparato 1A de control de la segunda modalidad, la ponderación Wt de error se calcula utilizando el mapa mostrado en la FIGURA 43, es decir el modelo de superficie de respuesta, y el error Wetrq de par de torsión modificado se calcula al corregir (modificar) el error Etf de par de torsión por la ponderación Wt de error. Como se describe anteriormente, la ponderación Wt de error se calcula como un valor indicativo de la probabilidad de que el error Etf de par de torsión se provoque por la cantidad muy grande del par de torsión Trq del motor, en otras palabras, el grado de influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión, y por lo tanto el error Wetrq de par de torsión modificado se calcula como un valor sobre el cual se refleja el grado de influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión . Adicionalmente , el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico se calcula de modo que el error Wetrq de par de torsión modificado calculado como en lo anterior se haga que converja a 0, y el valor Ktrq de corrección de par de torsión se calcula al multiplicar el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico por la sensibilidad Rtrq de corrección del par de torsión. El par de torsión Trq_ff de alimentación positiva se calcula por la ecuación (47) , utilizando el par de torsión Trq_max_mod máximo corregido obtenido al corregir el par de torsión Trq_max máximo por el valor Ktrq de corrección de par de torsión. Por lo tanto, el error Etf de par de torsión puede compensarse apropiada y rápidamente justo lo suficiente por el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva calculado utilizando el par de torsión Trq_max_mod máximo corregido y la ecuación (47) , incluso bajo una condición donde la correlación entre el par de torsión Trq_max máximo y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva se cambia por cambios impredecibles de condiciones diferentes a alteraciones, tales como degradación por envejecimiento de las características de salida del motor 3, variaciones entre motores individuales, cambios en los grados de desgaste de los neumáticos, y cambios en la resistencia friccional de las superficies de la carretera, provocando que el error Etf de par de torsión, es decir el patinaje de las ruedas impulsoras se propenso a incrementarse temporalmente. Esto hace posible garantizar precisión de control de un nivel más alto de la velocidad de las ruedas que en un método de corrección (o modificación) de programación de ganancia. En resumen, un control de tracción de alto nivel puede desarrollarse. Si el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva se calcula asumiendo que la ponderación de error =1 y Etf = Wetrq se mantiene, cuando el error Etf de par de torsión se provoca principalmente por el cambio en la correlación descrita en lo anterior entre el par de torsión Trq_max máximo y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva, es decir cuando el grado de influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión es grande, el error Etf de par de torsión, es decir el patinaje de las ruedas impulsoras puede compensarse apropiadamente por el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva calculado de esta manera. Sin embargo, cuando el grado de influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión es pequeño, es decir cuando el error Etf de par de torsión, es decir el patinaje de las ruedas impulsoras se provoca principalmente por un alteración o similar diferente a la correlación descrita en lo anterior, es imposible compensar apropiadamente el error Etf de par de torsión, es decir el patinaje de las ruedas impulsoras, lo cual resulta en sobrecompensación o subcompensación para la misma. Por lo tanto, al utilizar la ponderación Wt de error descrita en lo anterior, el error Etf de par de torsión, es decir el patinaje de las ruedas impulsoras puede compensarse apropiadamente justo lo suficiente por el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva. Además, ya que el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva se calcula utilizando la ecuación (47) indicativa de la correlación entre el par de torsión Trq_max_mod máximo corregido y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva, el patinaje de las ruedas impulsoras puede compensarse más rápidamente que cuando el patinaje de las ruedas impulsoras se compense por el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión calculado con el algoritmo de control de alimentación negativa. Como se describe en lo anterior, incluso bajo una condición donde el error Etf de par de torsión, es decir el patinaje de las ruedas impulsoras se incrementa en forma temporal por un cambio en la correlación entre par de torsión Trq_max_mod máximo corregido y el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva, es posible compensar el patinaje de las ruedas impulsoras en forma apropiada y rápida, haciendo posible por consiguiente garantizar precisión de control de alto nivel . Adicionalmente , aunque el grado de la influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión también varía con la relación de engranaje de la transmisión, como se describe en lo anterior, la ponderación Wt de error se calcula de acuerdo con la velocidad NE de motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras. Por lo tanto, el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva puede calcularse para compensar el patinaje de las ruedas impulsoras mientras refleja la influencia de la velocidad NE del motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras sobre el error Etf de par de torsión. Esto hace posible aumentar además la precisión del control . Adicionalmente , la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se calcula como un valor el cual representa el grado de la influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión, y el valor Ktrq de corrección de par de torsión se calcula al multiplicar el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico por la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión, del modo como se describe en lo anterior, es posible evitar que el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico sobre compense el error Etf de par de torsión bajo la condición donde el grado de la influencia del par de torsión Trq_max máximo sobre el error Etf de par de torsión es pequeño. Además, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajusta a un valor igual al valor de la ponderación Wt de error en la región donde el control de tracción es fácil de operar, y en las otras regiones, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajusta a un valor más pequeño que el valor de la ponderación Wt de error, con lo cual se hace posible evitar que el patinaje de las ruedas impulsoras se provoque debido a que la cantidad de corrección del par de torsión Trq_max máximo por el valor Ktrq de corrección de par de torsión en la dirección decreciente sea muy pequeña. Adicionalmente, en el algoritmo [ecuaciones (49) a (59) ] para calcular el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión, y el algoritmo [ecuaciones (62) a (69) ] para calcular el valor Ktrq_bs de corrección de elevación básico, los parámetros St y Sv de ajuste de función de conmutación se ajustan a valores los cuales satisfacen la interrelación de - 1 < Sv < St < 0. Por lo tanto, la proporción de convergencia del error Wetrq de par de torsión modificado a 0 es menor que la proporción de convergencia del error Et de seguimiento a 0, lo cual evita que los dos algoritmos de control de especificación de respuesta interfieran ente sí. Particularmente, el valor Ktrq de corrección de par de torsión se calcula con base en el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión, y por lo tanto es necesario modificar el modelo de correlación por el valor Ktrq de corrección de par de torsión una proporción menor que la proporción de convergencia del error Et de seguimiento a 0. Sin embargo, al ajustar los parámetros St y Sv de ajuste de función de conmutación como se describe en lo anterior, es posible desarrollar la modificación en la proporción requerida. Esto hace posible evitar que el sistema de control exhiba un comportamiento oscilante debido a la interferencia entre los algoritmos de control de especificación de respuesta, haciendo posible por consiguiente garantizar la estabilidad del sistema de control.

Debe notarse que aunque en la segunda modalidad, la sección 206 de cálculo de par de torsión de alimentación positiva calcula el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva por la ecuación (47) mencionada anteriormente, a manera de ejemplo, la sección 206 de cálculo de par de torsión de alimentación positiva puede configurarse para calcular el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva por las ecuaciones (71) a (73) siguientes en lugar de la ecuación (47) . Trq_f f_t emp (k) =Kt rq_ap (k) {Trqjnax (k) -Tt rqjnin (k) } +T t rq_mi n (k) ( 7 1 ) • CuandoTrq_f fjemp (k) =Trq_max_mod (k) Trq_f f (k) =Trq_f f _t emp (k) ( 7 2 ) • CuandoTrq_f f_temp (k) >Trq_max_mod (k) Trq_f f (k) =Trq max mod (k) ( 7 3 ) En la ecuación (71) anterior, Trq_ff_temp representa el valor provisional del par de torsión de alimentación positiva. Como se muestra en las ecuaciones (72) y (73), un proceso limitante se realiza en el valor Trq_ff_temp provisional utilizando el par de torsión Trq_max_mod máximo corregido como un valor límite superior, con lo cual el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva se calcula. También cuando las ecuaciones (71) a (73 ) anteriores se utilizan como el algoritmo para calcular el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva, es posible obtener los mismos efectos ventajosos que se proporcionan por el uso de la ecuación (47) mencionada anteriormente . Adicionalmente , aunque en la segunda modalidad, el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (62) a (69) mencionadas anteriormente se utiliza como el algoritmo para calcular el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico, el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico puede calcularse, en lugar del algoritmo de control anterior, con un algoritmo de control expresado por las ecuaciones (74) a (83) siguientes, a las cuales se aplica una combinación de un observador de alteración adaptable y un algoritmo de control en modo de deslizamiento.

Urch_v(k)=-Krch_v av(k) (75) Unl_v(k)=-Knl_vsgn(av(k)) (76) av_hat(k)=Urch_v(k-l)+Unl_v(k-l)+Uls_v(k-l) (77) Ev_s i g (k) = s v (k) - s vjia t (k) = av(k)-Urch_v(k-l)-Unl_v(k-l)-Uls_v(k-l) (78) Uls_v(k) = düls_v(k-l)+üls_v_ini (79) CuandoKt rq_bs_L<Kt rq_bs (k- D <Kt rqJs_H ?? = 1 (81) CuandoKtr s(k-l)=Ktr s_L or Ktr s_H= tr s (k-1) Av = Avlmt (82) En la ecuación (77) anterior, s v_hat representa un valor estimado de una función de conmutación, y Uls_v representa un valor estimado de alteración. El valor Uls_v estimado de alteración se calcula con un algoritmo de identificación de ganancia fijo al cual se aplica un método de corrección d expresado por las ecuaciones (77) a (82) . En la ecuación (78) , Ev_sig representa un error de estimación, y en la ecuación (79) , Uls_v_ini representa el valor inicial del valor Uls_v estimado de alteración. Adicionalmente , en la ecuación (79) , dUls_v representa un término de modificación, y se calcula por las ecuaciones (80) a (82) . En la ecuación (80) , Pv representa una ganancia de identificación fija. Adicionalmente , como se muestra en la ecuación (83), el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico se calcula como la suma de la entrada Urch_v de la ley de alcance, la entrada Unl_v no lineal, y el valor Uls_v estimado de alteración. Debe observarse que las ecuaciones (77) a (82) expresan un algoritmo con el cual el valor Uls_v estimado de alteración del observador de alteración adaptable se calcula. De acuerdo con el algoritmo de control configurado según lo anterior, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (62) a (69) mencionadas anteriormente. Más específicamente, en la ecuación (80) , el valor dUls_v (k-1) inmediatamente precedente del término de modificación se multiplica por el coeficiente ?? olvidado, y si el valor absoluto del valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico es grande, el coeficiente ?? olvidado se ajusta a un valor dentro del intervalo de 0 < ? < 1. Por lo tanto, el efecto olvidado mencionado anteriormente proporcionado por el coeficiente ? olvidado hace posible evitar que el valor Uls_v estimado de disturbio como el término integral, es decir el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico se incremente, haciendo posible por consiguiente evitar que el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva tome temporalmente un valor inapropiado. Además, el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico, es decir, el valor Uls_v estimado de disturbio como el término integral en el algoritmo para calcular el valor Ktrq de corrección de par de torsión puede evitarse que interfiera con el valor Uls_t integral en el algoritmo para calcular el valor Trq_fb de alimentación negativa de par de torsión descrito en lo anterior, para evitar por consiguiente que los términos integrales exhiban comportamientos oscilantes. Esto hace posible aumentar la capacidad de control en un estado transitorio. Adicionalmente, si el valor absoluto del valor Ktrq_bs(k-1) inmediatamente precedente del valor de corrección de par de torsión básico es pequeño, el coeficiente ?? olvidado 1 se ajusta a l, y por lo tanto incluso cuando el error Wetrq de par de torsión modificado llega a acercarse a 0, el valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico puede mantenerse en un valor apropiado. Esto hace posible aumentar la receptividad cuando el error Wetrq de par de torsión modificado comienza a incrementarse, haciendo posible por consiguiente aumentar la precisión de control. Además, el valor Uls_v estimado de disturbio se calcula con el algoritmo de identificación de ganancia fijo del observador de disturbio adaptable, al cual se aplica el método de corrección d, y por lo tanto comparado con el algoritmo de control de acuerdo con la segunda modalidad la cual emplea la entrada Uadp_v de ley adaptable, es posible aumentar además la capacidad de suprimir el comportamiento fluctuante integral y el comportamiento excesivo del valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico. Por otro lado, aunque en la segunda modalidad, el par de torsión Trq_maxis máximo se considera como el parámetro de referencia y el segundo parámetro de referencia, a manera de ejemplo, la velocidad NE del motor puede considerarse como el parámetro de referencia y el segundo parámetro de referencia en la segunda modalidad. En este caso, calcular el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva utilizando el mapa de la FIGURA 40 y las ecuaciones (46) y (47) corresponde a calcular la primera entrada utilizando un modelo de correlación modificado, y el mapa de la FIGURA 43 corresponde al modelo de grado de influencia y al segundo modelo de grado de influencia, mientras que el mapa de la FIGURA 44 corresponde al primer modelo de grado de influencia. Adicionalmente , aunque en la segunda modalidad, el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva se calcula utilizando las ecuaciones (46) y (47) como el modelo de correlación, a manera de ejemplo, el modelo de correlación para utilizarse en el cálculo del par de torsión Trq_ff de alimentación positiva no se limita a esto, sino que cualesquiera otras situaciones de cálculo y mapas adecuados pueden utilizarse. Por ejemplo, el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva puede calcularse utilizando una ecuación en la cual el par de torsión Trq__max_mod máximo corregido y la fuerza Ktrq_ap motriz de demanda de normalización en la ecuación (47) se reemplazan por el par de torsión Trq_max máximo y un valor Ktrq*Ktrq_ap, respectivamente. Adicionalmente , el par de torsión Trq_ff de alimentación positiva puede calcularse utilizando una ecuación de cálculo en la cual el par de torsión Trq_max_mod máximo corregido y la fuerza Ktrq_ap motriz de demanda de normalización en la ecuación (47) se reemplazan por el par de torsión Trq_max máximo y un valor el cual se obtiene al realizar un proceso limitante utilizando el valor Ktrq de corrección de par de torsión como un valor límite superior en la fuerza Ktrq_ap motriz de demanda de normalización, respectivamente. Adicionalmente, aunque en la segunda modalidad, las ecuaciones (49) a (59) se utilizan como el algoritmo de control al cual se aplica un algoritmo de control específico de primera respuesta, a manera de ejemplo, el algoritmo de control específico de primera respuesta de la presente invención no se limita a esto, sino cualquier otro algoritmo de control específico de respuesta adecuado puede utilizarse en la medida en que especifique la proporción de convergencia de la diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0. Por ejemplo, un algoritmo de control al cual se aplica un algoritmo de control de retroceso puede utilizarse. En este caso también, es posible obtener los mismos efectos ventajosos que se proporcionan por el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (49) a (59) en la segunda modalidad. Por otro lado, aunque en la segunda modalidad, las ecuaciones (62) a (69) se utilizan como el algoritmo de control al cual se aplica un algoritmo de control específico de segunda respuesta, a manera de ejemplo, el algoritmo de control que específico de segunda de respuesta de la presente invención no se limita a esto, sino cualquier otro algoritmo de control específico de respuesta adecuado puede utilizarse en la medida en que especifique la proporción del parámetro de error corregido a 0. Por ejemplo, un algoritmo de control al cual se aplica un algoritmo de control de retroceso puede utilizarse. En este caso también, es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por el algoritmo de control expresado por las ecuaciones (62) a (69) en la segunda modalidad . Adicionalmente , aunque en la segunda modalidad, la ponderación Wt de error se calcula al consultar el mapa de la FIGURA 43 de acuerdo con la velocidad NE del motor y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, a manera de ejemplo, el método para calcular la ponderación Wt de error no se limita a esto. Por ejemplo, en lugar del mapa mostrado en la FIGURA 43, puede utilizarse un mapa en el cual el valor de la ponderación Wt de error se ajusta por adelantado con respecto al valor promedio de la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, y la velocidad NE del motor. Adicionalmente , puede utilizarse un mapa en el cual cada uno de los valores de la ponderación Wt de error se ajustan por adelantado con respecto a una más grande (o más pequeña) de la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras y la velocidad Ws_ref de las ruedas no impulsoras, y la velocidad NE del motor. Adicionalmente, puede utilizarse un mapa en el cual cada valor de la ponderación Wt de error se ajusta por adelantado con respecto a la velocidad Ws_cmd de las ruedas objetivo y la velocidad NE del motor. Adicionalmente, aunque en la segunda modalidad, los mapas mostrados en las FIGURAS 43 y 44 se utilizan cuando la ponderación Wt de error y la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se calculan durante el control de tracción del motor 3 con la transmisión automática, a manera de ejemplo, esto no es limitativo, sino que cuando el control de tracción se lleva a cabo para un motor con una transmisión manual, o para un motor con una llamada MT automática en la cual un accionador en lugar de una fuerza de operación manual realiza la operación de variación de velocidad, en lugar de los mapas mostrados en las FIGURAS 43 y 44, puede utilizarse una pluralidad de mapas bidimensionales (es decir, tablas) en los cuales los valores de la ponderación t de error y la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se ajustan por adelantado con respecto a la velocidad NE del motor en una base de relación de engranaje por relación de engranaje, respectivamente . Adicionalmente , aunque en la segunda modalidad, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión se calcula utilizando el mapa de la FIGURA 44 como un modelo de correlación, a manera de ejemplo, esto no es limitativo, sino que la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión puede calcularse utilizando el mapa de la FIGURA 43 en lugar del mapa de la FIGURA 44. Es decir, la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión puede calcularse como un valor igual al error Wt de ponderación. Además, en la ecuación (70) , la sensibilidad Rtrq de corrección de par de torsión puede ajustarse a 1 de modo que Ktrq = Ktrq_bs se mantenga. Es decir, valor Ktrq_bs de corrección de par de torsión básico puede utilizarse como el valor Ktrq de corrección de par de torsión. Adicionalmente , aunque en la segunda modalidad, el modelo de correlación se modifica por el método para corregir (modificar) el par de torsión Trq_max máximo como el segundo parámetro de referencia por el valor de corrección de par de torsión como el valor de modificación corregido, a manera de ejemplo, el método para modificar el modelo de correlación, de acuerdo con la presente invención, no se limita a esto, sino que cualquier otro método adecuado puede utilizarse en la medida en que sea capaz de modificar el modelo de correlación. Por ejemplo, puede utilizarse un método para modificar el primer valor de entrada por el valor de modificación corregido. Adicionalmente, aunque en la segunda modalidad, la velocidad de las ruedas (más específicamente la velocidad Ws_act de las ruedas impulsoras) se utiliza como la variable controlada, a manera de ejemplo, esto no es limitativo, sino que el aparato de control de acuerdo con la presente invención puede configurarse de modo que la velocidad NE del motor se utiliza como la variable controlada para controlar la variable controlada a un valor objetivo mientras se toma en cuenta la relación de engranaje de la transmisión y la cantidad de deslizamiento del embrague. En este caso, también es posible obtener los mismos efectos ventajosos como se proporcionan por el aparato 1A de control de acuerdo con la segunda modalidad. Adicionalmente , aunque en la primera modalidad, el aparato de control de acuerdo con la presente invención se aplica a un aparato de control el cual lleva a cabo el control de la relación aire-combustible, y en la segunda modalidad, el aparato de control de acuerdo con la presente invención se aplica a un aparato de control el cual lleva a cabo el control de tracción, a manera de ejemplo, esto no es limitativo, sino que puede aplicarse a cualesquier aparatos de control adecuados para diversos aparatos industriales, el cual calcula un primer valor de entrada para el control de la alimentación positiva de una variable controlada, de acuerdo con los parámetros de referencias, al utilizar un modelo de correlación representativo de la correlación entre los parámetros de referencia y el primer valor de entrada, calcula un segundo valor de entrada para utilizarse en la realización del control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se hace que la variable controlada converja a una variable controlada objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y calcula una entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada. Adicionalmente, aunque en la primera y segunda modalidades, los valores de modificación (valor de corrección) para modificar los parámetros de referencias se calculan para modificar el modelo de correlación, a manera de ejemplo, los valores de modificación para modificar el primer valor de entrada pueden calcularse con los algoritmos de control de acuerdo con la primera y segunda modalidades . Se entiende además por aquellos con experiencia en la técnica que las anteriores son modalidades preferidas de la invención, y que diversos cambios y modificaciones pueden hacerse sin apartarse del espíritu y alcance de la misma .

Claims

NOVEDAD DE LA INVENCIÓN Habiendo descrito la presente invención se considera como novedad y por lo tanto se reclama como propiedad lo descrito en las siguientes reivindicaciones.
REIVINDICACIONES 1. Un aparato de control para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, caracterizado porque comprende: un medio de detección de la variable controlada para detectar la variable controlada; un medio de detección del parámetro de referencia para detectar un parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado; un medio de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada; y un medio de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el parámetro de referencia, utilizando un modelo de correlación representativo de una correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, para calcular un segundo valor de entrada para realizar control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se haga que la variable controlada converja al valor objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y para calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde el medio de cálculo de entrada de control comprende: un medio de cálculo del parámetro de error para calcular un parámetro de error indicativo de un error de control que se compensará por el primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo; un medio para calcular el parámetro de grado de influencia para calcular un parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del parámetro de referencia sobre el parámetro de error al utilizar un modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el parámetro del grado de influencia y el parámetro de referencia; un medio de cálculo del parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el parámetro de grado de influencia ; un medio de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error corregido; y un medio para calcular el primer valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado. 2. El aparato de control de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de primera respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, en donde el medio de modificación de modelo calcula un valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, y modifica el modelo de correlación por el valor de modificación, y en donde en el algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llega a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el algoritmo de control de especificación de primera repuesta predeterminado.
3. El aparato de control de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación aire-combustible de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable.
4. El aparato de control de conformidad con la reivindicación 1, caracterizado porque el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad giratoria del motor.
5. Un aparato de control para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, caracterizado porque comprende: un medio de detección de la variable controlada para detectar la variable controlada; un medio de detección del primer parámetro de referencia para detectar un primer parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado; un medio de detección del segundo del parámetro de referencia para detectar un segundo parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada y el primer parámetro de referencia del objeto controlado ; un medio de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada; y un medio de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el primer parámetro de referencia y el segundo parámetro de referencia, utilizando un modelo de correlación representativo de una correlación entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia, y el primer valor de entrada, para calcular un segundo valor de entrada para realizar control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se haga que la variable controlada converja al valor objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y para calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde el medio de cálculo de entrada de control comprende : un medio de cálculo del parámetro de error para calcular un parámetro de error indicativo de un error de control que se compensará por el primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo; un medio de cálculo del valor de modificación para calcular un valor de modificación para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error; un medio de cálculo del primer parámetro del grado de influencia para calcular un primer parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un primer modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el primer parámetro de grado de influencia y el primer parámetro de referencia; un medio de cálculo del valor de modificación corregido para calcular un valor de modificación corregido al corregir el valor de modificación por el primer parámetro de grado de influencia; un medio de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el valor de modificación corregido; y un medio para calcular el primer valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado.
6. El aparato de control de conformidad con la reivindicación 5, caracterizado además porque comprende: un medio para calcular el segundo parámetro de grado de influencia para calcular un segundo parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del segundo parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un segundo modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el segundo parámetro de grado de influencia y el segundo parámetro de referencia; y un medio de cálculo del parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el segundo parámetro de grado de influencia; en donde el medio de cálculo del valor de modificación calcula el valor de modificación de acuerdo con el parámetro de error corregido.
7. El aparato de control de conformidad con la reivindicación 6, caracterizado porque el algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de primera respuesta predeterminado para especificar una proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, en donde el medio de cálculo del valor de modificación calcula el valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, y en donde en el algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llega a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el algoritmo de control de especificación de primera repuesta predeterminado.
8. El aparato de control de conformidad con la reivindicación 5, caracterizado porque el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación aire-combustible de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el segundo parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable .
9. El aparato de control de conformidad con la reivindicación 5, caracterizado porque el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el segundo parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad giratoria del motor.
10. Un método para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, caracterizado porque comprende: una etapa detección de la variable controlada para detectar la variable controlada; una etapa de detección del parámetro de referencia para detectar un parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado; una etapa de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada; y una etapa de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el parámetro de referencia, utilizando un modelo de correlación representativo de una correlación entre el parámetro de referencia y el primer valor de entrada, para calcular un segundo valor de entrada para realizar control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se haga que la variable controlada converja al valor objetivo, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminado, y para calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde la etapa de cálculo de entrada de control comprende : una etapa de cálculo del parámetro de error para calcular un parámetro de error indicativo de un error de control que se compensará por el primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo; una etapa de cálculo del parámetro de grado de influencia para calcular un parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del parámetro de referencia sobre el parámetro de error al utilizar un modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el parámetro del grado de influencia y el parámetro de referencia; una etapa de cálculo del parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el parámetro de grado de influencia ; una etapa de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error corregido; y una primera etapa para calcular el valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado.
11. Un método de conformidad con la reivindicación 10, caracterizado porque el algoritmo de control de alimentación negativo predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de primera respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, en donde la etapa de modificación de modelo incluye calcular un valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, y modificar el modelo de correlación por el valor de modificación, y en donde en el algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llega a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el algoritmo de control de especificación de primera repuesta predeterminado .
12. Un método de conformidad con la reivindicación 10, caracterizado porque el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación aire-combustible de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable.
13. Un método de conformidad con la reivindicación 10, caracterizado porque el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad giratoria del motor. 1 . Un método para controlar una variable controlada de un objeto controlado por una entrada de control, caracterizado porque comprende: una etapa de detección de la variable controlada para detectar la variable controlada; una primer etapa de detección del parámetro de referencia para detectar un primer parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada del objeto controlado; una segunda etapa de detección del parámetro de referencia para detectar un segundo parámetro de referencia del objeto controlado diferente a la variable controlada y el primer parámetro de referencia del objeto controlado; una etapa de ajuste de valor objetivo para ajustar un valor objetivo que sirve como un objetivo para el cual se controla la variable controlada; y una etapa de cálculo de entrada de control para calcular un primer valor de entrada para control de alimentación positiva de la variable controlada, de acuerdo con el primer parámetro de referencia y el segundo parámetro de referencia, utilizando un modelo de correlación representativo de una correlación entre el primer parámetro de referencia, el segundo parámetro de referencia, y el primer valor de entrada, para calcular un segundo valor de entrada para realizar el control de alimentación negativa de la variable controlada de modo que se haga que la variable controlada converja al valor objeto, con un algoritmo de control de alimentación negativa predeterminada, y para calcular la entrada de control con base en el primer valor de entrada y el segundo valor de entrada, en donde la etapa de cálculo de entrada de control comprende : una etapa de cálculo del parámetro de error para calcular un parámetro de error indicativo de un error de control que se compensará por el primer valor de entrada, con base en la variable controlada y el valor objetivo; una etapa de cálculo del valor de modificación para calcular un valor de modificación para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el parámetro de error; el primer parámetro de grado de influencia en la etapa de cálculo para calcular un primer parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del primer parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un primer modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el primer parámetro de grado de influencia y el primer parámetro de referencia; una etapa de cálculo del valor de modificación corregido para calcular un valor de modificación corregido al corregir el valor de modificación por el primer parámetro de grado de influencia; una etapa de modificación de modelo para modificar el modelo de correlación de acuerdo con el valor de modificación corregido; y una primera etapa para calcular el valor de entrada para calcular el primer valor de entrada utilizando el modelo de correlación modificado. 15. Un método de conformidad con la reivindicación 14, caracterizado además porque comprende: una etapa de cálculo de segundo parámetro de grado de influencia para calcular un segundo parámetro de grado de influencia indicativo de un grado de influencia del segundo parámetro de referencia sobre el parámetro de error, utilizando un segundo modelo de grado de influencia representativo de una correlación entre el segundo parámetro de grado de influencia y el segundo parámetro de referencia; y una etapa de cálculo del parámetro de error corregido para calcular un parámetro de error corregido al corregir el parámetro de error por el segundo parámetro de grado de influencia; en donde la etapa de cálculo de parámetro de error corregido incluye calcular el valor de modificación de acuerdo con el parámetro de error corregido. 16. Un método de conformidad con la reivindicación 15, caracterizado porque el algoritmo de control de alimentación negativo predeterminado es un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de primera respuesta predeterminado para especificar una proporción de convergencia de una diferencia entre la variable controlada y el valor objetivo a 0, en donde la etapa de cálculo de valor de modificación incluye calcular el valor de modificación con un algoritmo al cual se aplica un algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado que especifica una proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0, y en donde en el algoritmo de control de especificación de segunda respuesta predeterminado, la proporción de convergencia del parámetro de error corregido a 0 se ajusta de modo que llega a ser menor que la proporción de convergencia de la diferencia a 0 en el algoritmo de control de especificación de primera repuesta predeterminado . 17. Un método de conformidad con la reivindicación 14, caracterizado porque el objeto controlado es un motor de combustión interna en el cual una cantidad de aire de admisión que entra en un cilindro del motor se cambia por un mecanismo de admisión variable, según se desee, la variable controlada siendo una relación aire-combustible de una mezcla en el motor, la entrada de control siendo una cantidad de combustible que se suministrará al motor, el segundo parámetro de referencia siendo un parámetro de condición de operación indicativo de una condición de operación del mecanismo de admisión variable . 18. Un método de conformidad con la reivindicación 14, caracterizado porque el objeto controlado es un vehículo que utiliza el motor como una fuente de impulso del mismo, la variable controlada siendo una velocidad de las ruedas del vehículo, la entrada de control siendo una salida del motor, el segundo parámetro de referencia siendo uno de un valor límite de la salida del motor y una velocidad giratoria del motor.