WO2006038474A1 - プラントの制御装置 - Google Patents

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WO2006038474A1 PCT/JP2005/017499 JP2005017499W WO2006038474A1 WO 2006038474 A1 WO2006038474 A1 WO 2006038474A1 JP 2005017499 W JP2005017499 W JP 2005017499W WO 2006038474 A1 WO2006038474 A1 WO 2006038474A1
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Yuji Yasui
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Honda Motor Co., Ltd.
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Definitions

  • the present invention relates to a plant control apparatus.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Laid-Open No. 9-297240
  • an object of the present invention is to solve the above-described problems, and in a control using a nonlinear compensator, a plant control device adapted to adapt the nonlinear compensation of the nonlinear compensator to an actual nonlinear characteristic. Is to provide.
  • the present invention provides a plant including a linear element and a nonlinear element as described in claim 1 to be described later according to a control algorithm based on the linear element.
  • a linear controller that calculates the temporary input Usl that converges the output to the target value, and cancels the characteristics of the temporary input and the nonlinear element of the plant.
  • the plant control device that calculates the control inputs Ucain, Ucr based on the nonlinear compensator set as described above, the plant output estimation value Cain_est calculated by the estimation model composed only of the linear elements, and And a correction means for correcting the nonlinear compensator based on the error e_nl of the detected output value Cain of the plant.
  • the correction means performs the nonlinear compensation by a response designating control algorithm so that an error e_nl between the estimated value Cain_est and the output Cain becomes zero. It was configured to modify the vessel.
  • the present invention includes means for calculating an estimated value cl of a disturbance applied to the plant as described in claim 3 to be described later, and the correcting means calculates the estimated value Cain_est. , A value obtained by subtracting a term related to the estimated value cl of the disturbance from the control inputs Ucain, Ucr.
  • the present invention includes means for calculating an estimated value cl of a disturbance applied to the plant as described in claim 4 to be described later, and the correcting means calculates the estimated value Cain_est.
  • the disturbance is estimated using the estimated value cl.
  • the present invention is configured such that the plant as described in claim 5 described later is a variable phase mechanism that variably adjusts the phase of the intake valve of the internal combustion engine.
  • the present invention is configured such that the plant as described in claim 6 described later is a variable compression ratio mechanism that adjusts the compression ratio of the internal combustion engine.
  • the linear controller for calculating the temporary input Usl for converging the output of the plant to the target value according to the control algorithm based on the linear element, the temporary input and the plant
  • the plant controller that calculates the control inputs Ucain and Ucr based on the nonlinear compensator set to cancel the characteristics of the nonlinear elements of the plant, the plant output estimation calculated by the estimation model consisting only of the linear elements
  • the nonlinear characteristics of the plant (control target) change due to manufacturing variations and aging Even in this case, the nonlinear compensator can compensate for the nonlinear characteristics with high accuracy, and the plant output can be obtained with high accuracy and high response. Control to the target value The power to do S.
  • the correcting means is configured to correct the nonlinear compensator by the response assignment control algorithm so that the error e_nl between the estimated value Cain_est and the output Cain becomes zero. Therefore, in addition to the above-described effects, the nonlinear compensator can be quickly corrected without causing overshoot, so that the controllability can be further improved.
  • the plant control apparatus includes means for calculating an estimated value cl of the disturbance applied to the plant, and the correcting means receives the estimated value Cain_est from the control inputs Ucain, Ucr.
  • disturbance compensation using the estimated disturbance cl and correction of the nonlinear compensator can be performed. Since there is no interference, the plant output can be prevented from exhibiting an overshoot characteristic with respect to the target value, and controllability can be further improved.
  • correcting means estimates cl of the disturbance estimated value Cain_ es t Similarly, since the disturbance compensation by the estimated disturbance cl and the correction of the nonlinear compensator do not interfere with each other, the plant output shows an overshoot characteristic with respect to the target value. Can be prevented, and controllability can be further improved.
  • the plant is configured to be a variable phase mechanism that variably adjusts the phase of the intake valve of the internal combustion engine, in addition to the above-described effects, an overshoot is achieved. It is possible to control the intake valve phase (open / close valve timing) to the target phase with high accuracy and high response.
  • the plant since the plant is configured to be a variable compression ratio mechanism that adjusts the compression ratio of the internal combustion engine, in addition to the effects described above, the compression ratio is increased or decreased. At the time of switching, control can be performed so that the compression ratio can be changed smoothly without changing rapidly.
  • FIG. 1 is a schematic view schematically showing a plant control apparatus according to a first embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a side view of the engine showing the engine shown in FIG. 1 more specifically with a focus on a valve train.
  • FIG. 3 A side view schematically showing the variable phase mechanism shown in FIG.
  • FIG. 4 is a front view of the variable phase mechanism shown in FIG.
  • FIG. 5 A front view schematically showing the structure of the electromagnetic brake in the variable phase mechanism shown in FIG.
  • FIG. 6 is a flowchart showing the operation of the ECU shown in FIG.
  • FIG. 7 is a graph showing the characteristics of the braking force Fbrk and the input voltage (control input, phase command value) Ucain in the electromagnetic brake of the variable phase mechanism shown in FIGS. 3 to 5.
  • FIG. 8 is a block diagram showing a configuration of a control system according to a conventional technique obtained by applying the two-degree-of-freedom response assignment control to the conventional technique shown in Patent Document 1.
  • FIG. 10 is a graph showing correction coefficient characteristics of scheduled model parameters used in the control system shown in FIG.
  • VTC variable phase mechanism
  • Gon 12 is a graph showing the offset caused by the temperature rise of the electromagnet in the characteristics shown in FIG.
  • FIG. 13 is a graph showing the table characteristics of the nonlinear function Gnl used to improve the control system shown in FIG.
  • FIG. 9 is a block diagram showing a configuration of a control system obtained by improving the control system shown in FIG. 16] A time chart showing the result (simulation result) of controlling the variable phase mechanism (VTC) by the control system shown in FIG.
  • FIG. 18 is a time chart showing the result (simulation result) of controlling the variable phase mechanism (VTC) by the control system shown in FIG.
  • FIG. 19 is a block diagram showing a configuration of a control system obtained by further improving the control system shown in FIG.
  • VTC 20 is a time chart showing the result (simulation result) of controlling the variable phase mechanism (VTC) by the control system shown in FIG.
  • FIG. 21 is a sub-routine “flow” chart of variable mechanism control of FIG. 6 flow chart.
  • FIG. 21 is a sub-routine “flow” chart such as phase control of the flow “chart”.
  • FIG. 23 is a sub-routine “flow” chart of ignition control in the flow chart of FIG. 6.
  • FIG. 24 is a block diagram similar to FIG. 19, schematically showing the control system of the plant control apparatus according to the second embodiment of the present invention.
  • FIG. 25 is a block diagram similar to FIG. 19, schematically showing the control system of the plant control apparatus according to the third embodiment of the present invention.
  • FIG. 26 is a graph showing characteristics of the generated force Fcr with respect to the control input Ucr of the hydraulic mechanism of the variable compression ratio mechanism shown in FIG.
  • FIG. 27 is a graph showing characteristics of a nonlinear table used in the nonlinear compensator of the control system in FIG. 25.
  • FIG. 1 is a schematic diagram schematically showing a plant control apparatus according to a first embodiment of the present invention.
  • control device for the plant is an internal combustion engine control device, more specifically, the phase (open / close valve timing) of the intake valve (and exhaust valve) can be variably adjusted in the internal combustion engine.
  • the variable phase mechanism Take the variable phase mechanism as an example.
  • reference numeral 10 denotes an internal combustion engine (hereinafter referred to as “engine”), and the engine 10 is a four-cycle four-cylinder DOHC type gasoline engine.
  • the engine 10 includes an intake pipe 12, and air sucked from an air cleaner (not shown) in the intake pipe 12 flows through an intake manifold (not shown).
  • An injector (fuel injection valve) 16 is arranged near the intake port 14 and, when energized, injects fuel (gasoline) into the sucked air.
  • the air-fuel mixture thus produced flows into the combustion chamber 22 when the two intake valves (only one is shown) 20 open, and burns when ignited by the spark plug 24. Drive downward and rotate crankshaft 30.
  • the exhaust gas generated by combustion passes through the exhaust manifold and the exhaust system 34 connected to it when the two exhaust valves (similarly, only one is shown) 32 opens, and is purified by the catalytic device 36. After that, it is discharged outside the engine 10.
  • the engine 10 includes a variable lift mechanism 40 that variably adjusts the lift (opening height) of the intake valve 20, and the phases of the intake camshaft and exhaust camshaft that drive the intake valve 20 and the exhaust valve 32.
  • a variable phase mechanism 42 that variably adjusts (open / close valve timing) and a variable compression ratio mechanism 44 that variably adjusts the compression ratio by changing the top dead center (and bottom dead center) of the piston 26 are provided.
  • variable lift mechanism 40 will be described.
  • FIG. 2 is a side view of the engine 10 showing the engine 10 shown in FIG. 1 more specifically with a valve train as the center.
  • An intake camshaft 50 and an exhaust camshaft 52 are arranged in parallel on the intake valve 20 and the exhaust valve 32 as shown in the figure, and are connected to the crankshaft 30 via a timing belt or the like (not shown). Each is rotated at a rotation speed of 1 Z2 of the rotation speed of the crankshaft 30.
  • An intake cam 50a is attached to the intake cam shaft 50, and a rocker arm 40a is disposed in the vicinity of the intake cam shaft 50 so as to contact the intake cam 50a at the other end and the end of the stem of the intake valve 20 at the other end.
  • the upper link arm 40b is connected to the rocker arm 40a via a connecting pin 40bl, while the lower link arm 40c is also connected via a connecting pin 40cl.
  • the uplink arm 40b is connected to the cylinder block (entrance) via the other connecting pin 40b2. Gin body) Fixed to 14a.
  • the other connecting pin 40c2 of the lower link arm 40c is connected to a movable shaft (control shaft, not shown) arranged in parallel with the crankshaft 30, and the movable shaft has a reduction gear (not shown).
  • the electric motor 40d To the electric motor 40d.
  • the movable shaft is rotated by the electric motor 40d via the reduction gear, thereby connecting the line connecting the connecting pins 40bl and 40b2 of the upper link arm 40b and the connecting pins 40cl and 40c2 of the lower link arm 40c.
  • the center of rotation at which the lines intersect whereby the distance between the intake cam 50a and the mouth cam 40b changes, and the lift amount of the intake valve 20 is changed (controlled).
  • variable phase mechanism 42 is connected to the intake camshaft 50.
  • FIG. 3 is a side view schematically showing the variable phase mechanism 42
  • FIG. 4 is a front view thereof
  • FIG. 5 is a front view schematically showing the structure of the electromagnetic brake therein.
  • variable phase mechanism 42 includes a planetary gear mechanism 42a and an electromagnetic brake 42b fixed to the cylinder block 14a.
  • the ring gear 42al is fixed to the intake camshaft 50 described above.
  • Three planet gears 42a2 are engaged with the ring gear 42al at intervals of 120 degrees.
  • the three planet gears 42a2 are connected to each other by a carrier 42a3 having an equilateral triangle in a plan view, and as shown in FIG. Connected to sprocket 56).
  • the carrier 42a3 is connected to one end of a return spring (compression spring) 42b2 via a connection member 42bl of the electromagnetic brake 42b shown in FIG.
  • the sun gear 42a4 meshes with the three planet gears 42a2. Similarly, the sun gear 42a4 is fixed to the connection member 42b3 of the electromagnetic brake 42b shown in FIG. 5, and is connected to the other end of the return spring 42b2 via the connection member 42b3.
  • the electromagnetic brake 42b is disposed on the outer periphery of the annular connecting member 42b3 connected to the sun gear 42a4, and is similarly disposed on the outer periphery of the annular permanent magnet 42b4. Similarly, it has an annular electromagnet 42b5.
  • the permanent magnet 42b4 has a two-pole structure in which four N-pole and S-pole magnet pieces are alternately arranged.
  • the electromagnet 42b5 is also composed of four conductors (laminated steel plates) arranged correspondingly. When a coil (not shown) wound around the electromagnet 42b5 is energized from an energizing circuit (not shown), Excited to N pole or S pole depending on direction.
  • the electromagnetic brake 42b has the same structure as the DC motor.
  • the sun gear 42a4 is rotated clockwise in FIG. 5 with respect to the carrier 42a3 via the connecting members 42bl and 42b3, specifically in the retarded direction, more specifically, in the intake valve 20.
  • the valve opening timing (and valve closing timing) is energized in a direction that is delayed with respect to the rotation of the crankshaft 30.
  • variable phase mechanism 42 in the illustrated configuration, the sprocket 56 rotates in the direction indicated by the arrow a in FIG.
  • the rotation of the sprocket 56 is transmitted to the planet gear 42a2 through the carrier 42a3, and is rotated in the direction indicated by the arrow b in FIG. 4, thereby causing the ring gear 42al and the intake camshaft 50 connected thereto to rotate the sprocket 56.
  • the sun gear 42a4 is rotated in the direction indicated by the arrow c in FIG. 4 while rotating in the same direction as the arrow (arrow a).
  • the sun gear 42a4 rotates relative to the predetermined angle and the braking force, the return spring force, and the force S are balanced, the planet gear 42a2 stops operating, and the sprocket 56 and the force shaft 50 have a predetermined relative angle. It rotates as a whole while maintaining. That is, the cam phase is controlled to advance or retard by increasing or decreasing the braking force. Detailed description is omitted.
  • the exhaust camshaft 52 is also connected to the same type of variable phase mechanism 42, and the phase (open / close valve timing) of the exhaust valve 32 is variably adjusted (controlled).
  • the connecting rod 26a of the piston 26 is connected to a first link 44b having a substantially triangular shape in plan view via a connecting pin 44a.
  • the first link 44b includes a hole 44bl that rotatably accommodates the crankshaft 30 at a position eccentric from the connection pin 44a, and has a second link 44c via the connection pin 44b2 at one end. Connected to.
  • the second link 44c is provided with a small-diameter connecting pin 44cl at the end, and the connecting pin 44cl is a movable shaft (control shaft) having a larger diameter formed at the end of the third link 44d fixed to the cylinder block 14a. Shaft) It is eccentrically connected to 44c2.
  • the piston 26 is top dead by rotating the movable shaft 44c2 with the hydraulic mechanism 44e.
  • the point (and bottom dead center) is changed, and the compression ratio of the combustion chamber 22 is variably adjusted (controlled).
  • a crankshaft sensor 60 is disposed near the crankshaft 30, a cylinder discrimination signal for identifying the crank angle positions of the four cylinders 14, and the TDC of the four pistons 26. Outputs a TDC signal indicating the position related to (top dead center) and a signal indicating a crank angle signal (CRK signal) every unit crank angle, for example, 1 degree.
  • a camshaft sensor 62 is disposed in the vicinity of the intake camshaft 50 (shown in FIG. 2), and outputs a signal at a predetermined rotation angle of the intake camshaft 50, for example, every 1 degree. Further, in the variable lift mechanism 40, a lift sensor 64 that also has a force such as a rotary encoder is arranged near the reduction gear of the electric motor 40d, and the lift amount (opening amount) of the intake valve 20 through the rotation of the reduced electric motor 40d. Output a signal according to.
  • variable compression ratio mechanism 44 a compression ratio sensor 66 is disposed in the vicinity of the hydraulic mechanism 44e, and an output corresponding to the stroke (rotation amount) force of the hydraulic mechanism 44e and the actual compression ratio Cr of the combustion chamber 22 is generated.
  • An air flow meter (AFM) 68 is arranged near the tip of the intake pipe 12 to output a signal corresponding to the sucked air volume Q and near the cooling water passage (not shown) of the cylinder 14 Is provided with a water temperature sensor 70 and outputs a signal indicating the cooling water temperature TW of the engine 10.
  • an accelerator opening sensor 74 is disposed in the vicinity of an accelerator pedal (not shown) arranged on a driver's seat floor of a vehicle (not shown) on which the engine 10 is mounted. Accelerator opening to be operated (Accelerator pedal depression amount) Outputs a signal according to AP.
  • ECU80 Electronic Control Unit 0 electronic control unit 80.
  • ECU80 is CPU80a, memory 80b, human interface 8 as shown It is composed of an Oc and output interface 80d, and a microcomputer comprising an unillustrated register, an A / D conversion circuit, a waveform shaping circuit, a counter and the like.
  • the output of the crankshaft sensor 60 and the like is shaped by a waveform shaping circuit, and the output of the air flow meter 68 and the like is converted to a digital value by an AZD conversion circuit.
  • the ECU 80 counts the CRK signal output from the crankshaft sensor 60 through a counter, and detects the engine speed NE.
  • the ECU 80 detects the cam phase Cain (the opening / closing valve timing of the intake valve 20) based on the CRK signal and the output of the camshaft sensor 62.
  • ECU 80 controls a variable mechanism such as variable phase mechanism 42 of engine 10, the fuel injection amount, and the ignition timing, as will be described later.
  • FIG. 6 is a flowchart showing the operation of the ECU 80.
  • variable mechanism is controlled in S10. That is, the variable lift mechanism 40, the variable phase mechanism 42, and the variable compression ratio mechanism 44 are controlled based on the operation state of the engine 10 detected from the sensor output, and the intake amount of the engine 10 is optimized from the detected operation state. To control. Note that the process of S10 starts when the engine 10 is started, and is thereafter executed at predetermined time intervals, for example, every 10 msec.
  • the process proceeds to S12, where the fuel injection amount is calculated based on the intake air amount and fuel control is performed.
  • the process proceeds to S14, and similarly, the ignition timing is controlled at the intake air amount. Note that the processing of S12 and S14 starts when the engine 10 is started, and thereafter is executed in synchronization with the crank angle at or near TDC.
  • the relationship between the brake brake Fbrk in the electromagnetic brake 42b and the input voltage to the electromagnet 42b5 (control input, phase command value) Ucain is nonlinear as shown in FIG. It will be something. That is, when the input voltage Ucain is less than a certain value, the breaker Fbrk rapidly decreases with respect to the input, while when the input voltage Ucain increases to a certain level, the brake force increases rapidly with respect to the input.
  • the amount of electromagnetic force generated has a linear characteristic with respect to the current applied to the electromagnet 42b5, that is, the voltage, but the electromagnetic force is inversely proportional to the square of the distance.
  • the characteristic shown in FIG. 7 is a continuous curve, but in FIG.
  • variable phase mechanism (VTC) 42 is expressed using the following linear model.
  • n alsc Cain (k) + a2sc Cain (k- l) + blsc Ucain (k) + b 2 sc Ucain (k- 1)
  • the expansion control target model including the estimated disturbance value cl is defined as follows.
  • Cain (k + 1) a 1 sc Cain (k) + a 2 sc Cain (k- l) + blsc Ucain (k) + b 2 sc Ucain (k- 1) + c 1
  • the response specification type control sliding mode control
  • the response specification type control that can individually specify the convergence time and convergence behavior of the target value response and disturbance suppression response, more specifically, the two-degree-of-freedom response specification type control
  • the control system shown in Fig. 8 and Formula 1-3 to Formula 1-16 The configuration of the control system shown in the figure is a conventional technique in which the conventional technique shown in Patent Document 1 is applied to a two-degree-of-freedom response assignment control.
  • the two-degree-of-freedom response assignment control system includes an SMC (sliding mode controller) 100, an adaptive disturbance observer 102, and a model parameter scheduler 104.
  • SMC sliding mode controller
  • the SMC 100 is defined as follows.
  • Urch (k) — ⁇ -o (k) (1-5) blsc (k) switching function
  • the adaptive disturbance observer 102 is defined as follows.
  • ⁇ ⁇ (k) [CAIN (k- 1) CAIN (k- 2) Ucain (k- 1) Ucain (k- 2) 1] (1-12)
  • the model parameter scheduler 104 is defined as follows.
  • alsc (k ⁇ — alsc_map (k), Junichi 13) a2sc (k) *-a2sc_map (k) (1— 14) blsc (k) —blsc_map (k) X Kbsc (k) (1— 15) b2sc ( k) — b2sc_map (k) X Kbsc (k) (1— 16)
  • alsc_map, a2sc_map, blsc_map, and b2sc_map are (scheduled) model parameters obtained by searching the characteristics shown in FIG. 9 with the detected engine speed NE.
  • Kbsc is a (scheduled) model parameter obtained by searching the characteristics shown in Fig. 10 with the detected phase Cain and is a correction coefficient.
  • the subscript k is a discrete system sample time, more specifically, the execution time of the flowchart in FIG.
  • FIG. 11 shows the result (simulation result) of controlling the variable phase mechanism (VTC) 42 having nonlinear characteristics by the linear control system shown in FIG.
  • VTC variable phase mechanism
  • the adaptive disturbance observer 102 cannot instantaneously absorb the modeling error caused by the nonlinear characteristic of the controlled object, so that a significant overshoot occurs in the follow-up response to the target value. It can be seen that the low overshoot characteristic that is characteristic of the two-degree-of-freedom response assignment control is lost. However, even in the illustrated configuration, d Since the effects of oft and dout can be absorbed by the adaptive disturbance observer 102, the phase Cain does not cause a steady deviation with respect to the target value Cain_cmd.
  • the controlled object is modeled by a non-linear element and a linear element (delay element) and is expressed by the following equation.
  • Cain (k + 1) a 1 sc Cain (k) + a 2 sc Cain (k- 1) + b 1 sc Unl (k) + b 2 sc Unl (k- 1)
  • Unl (k) dUnl (k) + Cnl (1— 18)
  • dUnl (k) Gnl (dUcain '(k)) (1-19)
  • dUcain' (k) Ucain (k) -Cnl (1— 20 )
  • Gnl shown in Equation 1-19 is a non-linear function, and is set as a table value as shown in FIG. The same applies to later equations.
  • Ucain (k) dUcain (k) + Cnl (1-21)
  • dUcain (k) Fnl (dUsl (k)) (1-22)
  • dUsl (k) Usl (k)-Cnl (1-23)
  • FIG. 15 is a block diagram showing the configuration of the control system thus obtained.
  • the linear controller 110 (comprising SMC100, adaptive disturbance observer 102, and model parameter scheduler 104 in Fig. 8) that calculates the temporary input Usl is expressed by the following equation. If you recognize as shown, good.
  • Cain (k + 1) a 1 sc Cain (k) + a 2 sc Cain (k- 1) + b 1 sc Usl (k) + b 2 sc Usl (k- 1)
  • Ucain (k) dUcain (k) + Cnl (1— 25)
  • dUcain (k) Fnl (dUsl (k)) (1 -26)
  • dUsl (k) Usl (k) -Cnl (1 -27)
  • linear controller 110 two-degree-of-freedom response designation type controller 110 is as follows.
  • CAIN_cmd_f (k) -POLE_f CAIN— cmd— f (k-1) + (1 + POLE f) CAIN— cmd (k)
  • model parameter scheduler 104 constituting the linear controller 110 is as follows.
  • FIG. 16 shows a control result when the nonlinear compensator 112 shown in FIG. 15 is used.
  • insertion of the nonlinear compensator 112 significantly improves the tracking response to the target value, and the low overshoot characteristics that characterize the two-degree-of-freedom response assignment control are restored.
  • the convergence time is longer.
  • the control system configuration shown in FIG. 15 has a function of compensating for the nonlinear characteristic of the controlled object, but compensates for a nonlinear characteristic change (shown in FIG. 12). It has no function. Therefore, in the plant control apparatus according to the present invention, a function for adapting to a non-linear characteristic change is newly added to the configuration of the control system shown in FIG. In the control system shown in FIG. 15, if the nonlinear compensator 112 cancels the nonlinear characteristic accurately, the output Cain of the controlled object with respect to the control input Ucain and the control represented by the following equation 2-1 The output Cain_est of the target model matches.
  • Cain_est (k) a 1 sc Cain (k- 1) + a 2 sc Cain (k- 2) + blsc Usl (k- l) + b2sc Uslfk- 2)
  • e_nl (k) Cain_est (k)-Cain (k) (2-2)
  • the nonlinear compensator 112 is changed as follows, and Cn dp used therein is improved so that e_nl becomes zero.
  • the non-linear compensator 112 can now correctly cancel the non-linear characteristics.
  • the improved nonlinear compensator is expressed by the following equation.
  • Cnl— adp (k) Cnl_base + Dcnl (k) (2-6)
  • Dcnl (k) rch cnl ocnl (k) + Kadp cnl sum— ocnl (k) (2— 7)
  • ocnl (k) e_nl (k ) + POLE_cnle_nl (k -1) (2-8)
  • Cnl_base is the reference value of the nonlinear characteristic correction value.For example, it is set to Cnl in Equation 1_25. However, it may be scheduled according to engine speed NE or the like.
  • the nonlinear characteristic adaptor 114 is provided, and Cn dp is configured so that e_nl becomes zero, and the nonlinear compensator 1
  • the non-linear characteristic cancellation by 12 can be performed correctly.
  • FIG. 18 shows a control result (simulation result) of the control system shown in FIG.
  • the time to decrease the absolute value of the deviation caused by doft and dout is shortened, but overshoot behavior is still seen, so further improvement of controllability is desired.
  • This overshoot behavior is due to the occurrence of interference between the adaptive disturbance observer 102 that performs disturbance compensation of the linear controller 110 and the nonlinear characteristic adaptor 114. That is, the non-linear characteristic adaptor 114 recognizes that e_nl generated by applying the disturbance dout is also a non-linear characteristic mismatch and corrects CnUdp, while the deviation due to the non-linear characteristic shift doft This is because the adaptive disturbance observer 102 corrects it if it occurs.
  • the input to the controlled object model 114a used in the nonlinear characteristic adaptor 114 is changed as follows.
  • the term of the disturbance estimated value cl estimated by the adaptive disturbance observer 102 with respect to Usl is eliminated. This is because the influence of the disturbance dout is canceled out by the estimated disturbance cl in the output Cain of the actual control object, so the influence does not appear in the output Cain. However, because there is no disturbance dout that cancels out in the controlled model 114a, the influence of the increase in input due to the estimated disturbance cl appears in the model output Cain_est and generates an incorrect deviation e_nl. . [0097] Therefore, the controlled object model 114a is improved as follows using Uest.
  • Cain— est (k) a 1 sc Cain (k- l) + a2sc Cain (k- 2) + blsc Uest (k- 1) + b 2 sc Uest (k- 2)
  • Ucain (k) dUcain (k) + Cnl_adp (k) (2— 1 2)
  • dUcain (k) Fnl (dUsl (k)) (2-1-3)
  • dUsl (k) Usl (k)-Cnl_adp ( k) (2-14)
  • nonlinear characteristic adaptor 114 is as follows.
  • Dcnl (k) Krch cnl ocnl (k) + adp cnl sum one ocnl (k) (2—16)
  • ocnl (k) e_nl (k) + POLE— cnl e one nl (k -1) (2—1 7)
  • e— nl (k) Cain_est (k)-Cain (k) (2-18)
  • Cain—est (k) alsc Cain (k- 1) + a 2 sc Cain (k- 2) + b 1 sc Uest (k- 1) + b 2 sc Uest (k- 2)
  • linear controller 110 two-degree-of-freedom response designation type controller 110 is as follows.
  • CAIN_cmd_f (k) POLE— f CAI _cmd_f (k- 1) + (1 + one POLE CAIN— cmd (k)
  • the adaptive disturbance observer 102 is as follows.
  • model parameter scheduler 104 is as follows.
  • FIG. 19 is a block diagram showing a configuration of a control system using the improved nonlinear characteristic adaptor 114.
  • FIG. 20 shows control results (simulation results) when the control system shown in FIG. 19 is used.
  • the interference between the non-linear characteristic adaptor 114 and the adaptive disturbance observer 102 is eliminated (reduced), and the deviation caused by the doft or the like is generated without causing an overshoot. Decrease promptly.
  • the low overshoot characteristic that is characteristic of the two-degree-of-freedom response assignment control is also maintained.
  • variable lift mechanism 40 based on the operating state of the engine 10 detected from the sensor output in S10, the variable lift mechanism 40, the variable phase mechanism 42 and The variable compression ratio mechanism 44 is controlled, and the intake amount of the engine 10 is controlled from the detected operating state.
  • FIG. 21 is a sub-northine flow chart showing the processing.
  • the program proceeds to S112, in which it is determined whether the detected accelerator opening AP is a fully closed opening, that is, whether the accelerator pedal is not depressed. If NO in S112, it is determined that the driver has requested driving, and the process proceeds to S114, and the lift target value Lift_cmd is searched from the detected engine speed NE and accelerator pedal opening AP according to the characteristics shown. (Calculate), and proceed to S116 to search (calculate) the phase target value Cain_cmd according to the characteristics shown in the figure from the engine speed NE and the accelerator opening AP that are similarly detected. Next, the process proceeds to S118, and the compression ratio target value Cr_cmd is retrieved (calculated) from the engine speed NE and the accelerator pedal opening AP similarly detected according to the characteristics shown.
  • phase control, lift control, and compression ratio control are executed. That is, the variable compression ratio mechanism 44, the variable lift mechanism 40, and the variable phase machine according to the target value described above. Control structure 42.
  • FIG. 22 is a sub-routine “flow” chart showing these processes.
  • phase command value (control input) Ucain is calculated according to the above equation 2_12 force and equation 2_35 as shown in the figure.
  • the control input Ucain (k) is calculated from Equation 2-12 to Equation 2-14.
  • the nonlinear characteristic correction value Cnl_adp in the equation is calculated by the nonlinear characteristic adaptor 114 according to Equation 2-15 to Equation 2-21.
  • linear controller 110 can be converted from Equation 2-22 to Equation 2
  • the output Cain of the variable phase mechanism (VTC) 42 to be controlled is converged to the phase target value Cain_cmd in accordance with the response specification control algorithm shown in Fig. 27 (more specifically, the control algorithm with two degrees of freedom response specification). Calculate the temporary input Usl.
  • the sliding mode control is a response command type control that can specify the convergence speed of the controlled variable, but the two-degree-of-freedom sliding mode control is an extension of the sliding mode control. In this control, the convergence rate of the controlled variable when a disturbance is applied can be individually specified.
  • Equation 2-27 the filter value (target filter) Cain_cmd_f (k) of the phase target value is obtained by the first-order lag filter algorithm shown in Equation 2-27.
  • POLE_f is the target value filter coefficient
  • POLE used in Equation 2-23 etc. is a switching function setting parameter, and it is between _ 1 and 0, and at the end of Equation 2-27 Set as shown.
  • the temporary input Usl (k) is calculated by the sliding mode control algorithm shown in Equations 2-22 to 2-26. Specifically, the temporary input Usl (k) is calculated as the sum of the equivalent control input Ueq (k) and the reaching law input Urch (k).
  • Equation 2-23 The equivalent control input Ueq (k) is calculated according to Equation 2-23. Further, cl is a disturbance estimated value for compensating for disturbances and modeling errors as described above.
  • Urch (k) is a value that puts the state quantity on the switching line, and is calculated according to Equation 2-24.
  • Krch is a predetermined reaching law gain (feedback gain)
  • ⁇ (k) is the switching function defined as Equation 2-25
  • Ecain (k) in Equation 2-25 is the tracking error calculated by Equation 2-26.
  • Equation 2-22 to Equation 2-27 are derived as follows. That is, when the temporary input Usl (k) is input and the phase Cain_est is defined as the output system and modeled as a discrete system model, the above Equation 2-11 is obtained. Equations 2-11 are equivalent to defining the dynamic characteristics between the temporary input Usl (k) and the phase Cain.
  • Equations 2-11 are replaced with the values calculated by the model parameter scheduler 104, and the phase Cain follows the phase target value Cain_cmd based on that model.
  • the target value filter type two-degree-of-freedom sliding mode control theory is applied, Equations 2-22 to Equations 2-27 are obtained.
  • the phase Cain can be made to follow the phase target value Cain_cmd with high accuracy while suppressing disturbance.
  • the target value filter coefficient POLE_f3 ⁇ 4r can be arbitrarily set in the above-described range in Equation 2-27, and the force S can be freely specified.
  • a lift command value (operation amount) LLLiftin is calculated based on the illustrated equations (a) to (d).
  • the first-order lag filter algorithm the lift desired value of the filter value Liftin_ cm d_f ( k) is calculated.
  • the target value follow-up response designation parameter pole_f_lf is the same as the target value filter coefficient described above, defines the follow-up speed of the control amount with respect to the target value, and is set to a value larger than _1 and smaller than 0 as shown.
  • a deviation EJf (k) is calculated by subtracting the filter value Liftin_Cmd_f (k) of the lift target value from the lift detection value Liftin (k) as shown in the equation (c), and then the equation (b) Multiply the previous value of the deviation by the disturbance suppression response designation parameter pole_lf3 ⁇ 4r and add the product obtained to the current value of the deviation to calculate the switching function ⁇ _lf (k).
  • Disturbance suppression response specification parameter polejf is the same as the switching function setting parameter described above, and defines the convergence speed of deviation EJf when a disturbance is applied, and is set to a value greater than -1 and less than 0 as shown. Is done.
  • the first term on the right side is the aforementioned reaching law input, and is calculated as a proportional term of the switching function as shown in the figure.
  • the second term on the right-hand side is an adaptive law input for placing the state quantity on the switching line while suppressing the steady-state deviation, and is calculated as the integral term of the switching function as shown in the figure.
  • the first and second feedback gains are values set through simulations and experiments.
  • the lift control is executed by operating the electric motor 40d of the variable lift mechanism 40 based on the calculated lift command value.
  • a compression ratio command value (operation amount) U_Cr is calculated based on the illustrated equations (a) to (d), and the variable compression ratio mechanism is calculated based on the calculated compression ratio command value.
  • the compression ratio control is executed by operating the hydraulic mechanism 44e of 44.
  • command value calculation itself in S204 is different only in the subscripts and not different from that in S202, and the description thereof will be omitted.
  • the output of the air flow meter 68 is sampled and sucked for each CRK signal.
  • Calculate the volume GcyLaftn (in order to eliminate the influence of pulsation, use the average value of the calculated values in the TDC section).
  • a preset characteristic is searched from the calculated intake GcyLaftn and the detected accelerator opening AP, the fuel injection amount is calculated so as to be the stoichiometric air-fuel ratio, and the indicator 16 is calculated based on the calculated fuel injection amount. Drive.
  • FIG. 23 is a sub-routine flow chart similar to FIG. 21, showing the process.
  • the deviation Enfs (k) is calculated by subtracting the target engine speed NE_fs (for example, 2000i "pm) from the engine speed detected value NE (k) as shown in equation (c).
  • NE_fs for example, 2000i "pm
  • the response designation parameter pole ##
  • the process proceeds to S310, where it is determined whether or not the detected accelerator opening AP is a fully closed position, and when the result is negative, it is determined that a driving request has been made by the driver.
  • the process proceeds to S312, and the ignition command value Iglog is calculated according to appropriate characteristics (not shown) from the normal control, that is, the detected engine speed NE and the previously calculated intake air amount GcyLaftn.
  • the deviation Enast (k) is calculated by subtracting the target engine speed NE_ast (eg, 1500 rpm) from the engine speed detection value NE (k) as shown in the expression (c), and then the expression (b ) Multiply the previous value of the deviation by the response specification parameter pole #, and add the product thus obtained to the current value of the deviation to calculate the switching function ⁇ # (k).
  • NE_ast eg, 1500 rpm
  • the response designation based on the linear element is performed for the variable phase mechanism (plant) 42 of the engine 10 including the linear element and the nonlinear element.
  • Linear controller that calculates the temporary input Usl that converges the plant output Cain to the phase target value (target value) Cain_cmd according to the type control algorithm (more specifically, the 2-DOF response-specified sliding mode control algorithm) Controller) 110 and control input Ucain is calculated based on non-linear compensator (table characteristic in FIG. 14) 112 set to cancel the characteristic of the temporary input and the non-linear element of the plant.
  • Control target model consisting only of the linear elements (estimated model.
  • Equation 2-1, Equation 2-11, Equation 3-1) before calculated by 114a A non-linear characteristic adaptor (correcting means) 114 that corrects the non-linear compensator 112 based on the estimated output value Cain_est of the plant and the error e_nl of the detected output value Cain of the plant is configured.
  • the linear controller 110 and the like are actually processes performed by the ECU 80.
  • the nonlinear characteristics of the variable phase mechanism (plant) 42 vary in manufacturing and aging. Even if it changes, the nonlinear compensator 112 can compensate the nonlinear characteristic with high accuracy, and the plant output Cain can be controlled to the target value Cain_cmd with high accuracy and high response.
  • the nonlinear characteristic adaptor (modifying means) 114 modifies the nonlinear compensator 112 by a response designating control algorithm so that an error e_nl between the output estimation value Cain_est and the output detection value Cain becomes zero. Since it is configured as described above, in addition to the above-described effect, the nonlinear compensator 112 can be quickly corrected without causing overshoot, so that controllability can be further improved.
  • a means for calculating an estimated value cl of the disturbance applied to the variable phase mechanism (plant) 42
  • the nonlinear characteristic adaptor (correction means) 114 is a value obtained by subtracting a term related to the disturbance estimated value cl from the control input (Ucain) (a value obtained by deleting the related term).
  • Ucain control input
  • the plant output Cain can be prevented from exhibiting an overshoot characteristic with respect to the target value Cain_cmd, and controllability can be further improved.
  • the plant is configured to be the variable phase mechanism 42 that variably adjusts the phase of the intake valve 20 of the engine (internal combustion engine) 10, in addition to the above effects, an overshoot occurs. It is possible to control the phase of the intake valve 20 to the target phase with high accuracy and high response.
  • FIG. 24 is a block diagram similar to FIG. 19, schematically showing the control system of the plant control apparatus according to the second embodiment of the present invention.
  • the output Cain_est of the controlled object model 114a in the nonlinear characteristic adaptor 114 is affected by the input based on the estimated disturbance cl, and an erroneous deviation e_nl is generated.
  • the term related to the estimated disturbance input cl is deleted from the input to the controlled object model 114a. This is real
  • the force applied by the disturbance to the controlled object model was a measure to eliminate the inconsistency that no disturbance was applied to the controlled object model 114a.
  • the same effect can be realized by applying an estimated disturbance equivalent to that of the actual controlled object to the controlled object model 114a in the nonlinear characteristic adaptor 114.
  • the control target model 114a in the nonlinear characteristic adaptor 114 is changed as follows using the estimated disturbance cl estimated by the adaptive disturbance observer 102.
  • Cain— est (k) alsc Cain (k- 1) + a 2 sc Cain (k- 2) + blsc Usl (k- 1) + b 2 sc Usl (k— 2) + cl (k)
  • Dcnl (k) Krch cnl ocnl (k) + Kadp cnl sum—ocnl (k, (3— 6)
  • ocnl (k) e nl (k) + POLE— cnl e— nl (k -1) (3 -7)
  • e_nl (k) Cain— est (k) — Cain (k) (3 _ 8)
  • Cain est (k) a 1 sc Cain (k- 1) + a 2 sc Cain (k- 2) + b 1 sc Usl (k- 1) + b 2 sc Usl (k- 2) + c 1 (k )
  • Urch (k) - ⁇ -a (k) (3-12) blsc (k) switching function
  • the characteristics of the adaptive disturbance observer 102 are as follows.
  • ⁇ ⁇ (k) [CAIN (k- 1) CAIN (k- 2) Usl (k- l) Usl (k- 2) 1] (3-1 9)
  • phase command value (control input) U_cain is calculated using Equation 3-2 and subsequent steps in S200 of FIG. It will be.
  • the adaptive disturbance observer (102) constituting the same is provided, and the nonlinear characteristic adaptor (correction means) 114 is configured to calculate the estimated value Cain_est using the estimated value cl of the disturbance. Therefore, similarly, since the disturbance compensation by the disturbance estimated value cl and the correction of the nonlinear characteristic adaptor 114 do not interfere with each other, the plant output can be prevented from exhibiting an overshoot characteristic with respect to the target value. In addition, controllability can be further improved. That is, even in the plant control apparatus according to the second embodiment, the same control result (shown in FIG. 20) as that of the apparatus of the first embodiment can be obtained. In the illustrated configuration, the linear controller 110 and the like are actually processes performed by the ECU 80.
  • FIG. 25 is a block diagram similar to FIG. 19, schematically showing the control system of the plant control apparatus according to the third embodiment of the present invention.
  • variable compression ratio mechanism 44 which is not limited to the variable phase mechanism 42.
  • the compression ratio is increased or decreased by rotating the movable shaft 44c2 of FIG. 2 by the hydraulic mechanism 44e.
  • the characteristic of the generated force Fcr with respect to the control input Ucr of the hydraulic mechanism 44e is nonlinear as shown in FIG.
  • a large Fcr is required to rotate the movable shaft 44c2 of the variable compression ratio mechanism 44 shown in FIG.
  • Fcr as shown in Fig. 26 suddenly changes when the opening of the oil passage inside the control valve (not shown) changes slightly (+/- direction switching). It has a characteristic that changes.
  • the variable compression ratio mechanism 44 can also be modeled by a nonlinear element and a linear element (delay element) representing the characteristics of Fig. 26, and the first or second embodiment shown in Fig. 25 is used. It is possible to perform control by the control system described above. In that case, the nonlinear table to be used in the nonlinear compensator 112 is as shown in FIG. As for the arithmetic expression, Cain may be rewritten as Cr in the expression used in the first or second embodiment.
  • controllability can be dramatically improved by using the control system shown in FIG.
  • variable compression ratio mechanism (plant) 44 of the engine 10 including the linear element and the nonlinear element is based on the linear element.
  • Control input based on controller (linear controller) 1 10 and nonlinear compensator (table characteristics in Fig. 27) 112 set to cancel the characteristics of the temporary input and the nonlinear elements of the plant.
  • Ucr is calculated in the plant control device, and the controlled object model (estimated model.
  • Formula 2-1, Formula 2-11, Formula 3-1) consisting only of the linear elements.
  • a non-linear characteristic adaptor (correcting means) 114 for correcting the non-linear compensator 112 based on an estimated output value Cr_est of the plant and an error e_nl of the detected output value Cr of the plant is provided.
  • the linear controller 110 and the like are processes actually performed by the ECU 80.
  • the nonlinear compensator 112 can compensate for the nonlinear characteristic with high accuracy. It is possible to control the plant output to its desired value Cr_ C md the accuracy and high response.
  • the nonlinear characteristic adaptor (correction means) 114 controls the nonlinear compensator 112 by a response designating control algorithm so that an error e_nl between the output estimation value Cr_est and the output detection value Cr becomes zero. Since it is configured to be corrected, in addition to the above-described effects, the nonlinear compensator 112 can be quickly corrected without causing overshoot, so that controllability can be further improved.
  • a means for calculating an estimated value cl of the disturbance applied to the variable phase mechanism (plant) 42 is provided,
  • the non-linear characteristic adaptor (correction means) 114 obtains the output estimated value Cr_est from the control input (Ucr from the term related to the disturbance estimated value cl by eliminating the related term.
  • disturbance compensation by the adaptive disturbance observer 102 and disturbance compensation by the cl and the correction of the nonlinear characteristic adaptor 114 interfere with each other because the calculation is based on Uest (Equation 2_19). Therefore, the plant output can be prevented from exhibiting an overshoot characteristic with respect to the target value Cr_cmd, and controllability can be further improved.
  • the plant is configured to be the variable compression ratio mechanism 44 that adjusts the compression ratio of the engine (internal combustion engine) 10, in addition to the effects described in the first and second embodiments, the compression ratio When switching between increases and decreases, the compression ratio can be controlled to change smoothly without changing the compression ratio abruptly.
  • variable phase mechanism 42 and variable compression ratio mechanism 44 may be controlled by the control system described above.
  • the nonlinear characteristic correction value is calculated by an expression using the simple sliding mode algorithm.
  • other backstepping control algorithms or PID control may be used instead.
  • the simple sliding mode control is used for the lift control or the ignition timing control.
  • other sliding mode control may be used, and other control such as adaptive control or PID control may be used.
  • a control algorithm may be used.
  • variable lift mechanism the variable phase mechanism or the variable compression ratio mechanism is not limited to the illustrated one.
  • the linear controller that calculates the temporary input Usl that converges the output of the plant to the target value according to the control algorithm based on the linear element, and the characteristic of the temporary input and the nonlinear element of the plant are offset.
  • a plant controller that calculates the control inputs Ucain and Ucr based on a nonlinear compensator set to Since it is configured to include a correction means that corrects the nonlinear compensator based on the plant output estimate Cain_est calculated by Dell and the plant output detection value Cain error e_nl the plant nonlinear characteristics are affected by manufacturing variations and aging. Even when there is a change due to changes, the nonlinear compensator can compensate the nonlinear characteristics with high accuracy, and a control device can be provided that controls the plant output to the target value with high accuracy and high response.

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Abstract

　線形要素と非線形要素とを含んだプラントについて、線形要素に基づいた応答指定型制御アルゴリズムに従ってプラントの出力Cainを位相目標値Cain_cmdに収束させる仮入力Uslを算出する線形コントローラ１１０と、仮入力とプラントの非線形要素の特性を相殺するように設定された非線形補償器１１２に基づいて制御入力Ucainを算出するプラントの制御装置において、線形要素のみから構成される制御対象モデル１１４ａによって算出されたプラントの出力推定値Cain_estと、プラントの出力検出値Cainの誤差e_nlとに基づいて非線形補償器１１２を修正する非線形特性適応器１１４とを備える。これにより、プラントの非線形特性が製造バラツキや経年変化などによって変化した場合にも、非線形補償器によって精度良く非線形特性の補償を行うことができ、高精度かつ高応答にプラント出力をその目標値へ制御することができる。

Description

明 細 書
プラントの制御装置
技術分野
[0001] この発明は、プラントの制御装置に関する。
背景技術
[0002] プラント (制御対象)が非線形な特性を備える場合、プラントを非線形要素と線形要 素によりモデル化し、線形コントローラによって決定された入力を非線形補償器によ る補正を行うことによって最終的な制御入力を決定する構成が知られており、例えば その例として特許文献 1記載の技術を挙げることができる。特許文献 1記載の技術は 、このような非線形補償器を用いることで、非線形特性を有したプラントを高精度に制 御できる特徴を持つ。
特許文献 1 :特開平 9— 297240号公報
発明の開示
発明が解決しょうとする課題
[0003] しかしながら、特許文献 1記載の技術にあっては、非線形補償器を設計する際に想 定された非線形特性に対し、実際のプラントの非線形特性に誤差が生じた場合には
、非線形補償が正確に行われなくなるため、制御性が低下する不都合がある。従つ て、非線形補償器を用いた制御において、非線形補償器の非線形補償を実際の非 線形特性に適合させる技術が望まれてレ、た。
[0004] 従って、この発明の目的は上記した課題を解決し、非線形補償器を用いた制御に おいて、非線形補償器の非線形補償を実際の非線形特性に適合させるようにしたプ ラントの制御装置を提供することにある。
課題を解決するための手段
[0005] この発明は、上記した課題を解決するために、後述する請求項 1に記載する如ぐ 線形要素と非線形要素とを含んだプラントについて、前記線形要素に基づいた制御 アルゴリズムに従って前記プラントの出力を目標値に収束させる仮入力 Uslを算出す る線形制御器と、前記仮入力と前記プラントの前記非線形要素の特性を相殺するよ うに設定された非線形補償器に基づレ、て制御入力 Ucain, Ucrを算出するプラントの 制御装置において、前記線形要素のみから構成される推定モデルによって算出され た前記プラントの出力推定値 Cain_estと、前記プラントの出力検出値 Cainの誤差 e_nl とに基づいて前記非線形補償器を修正する修正手段とを備える如く構成した。
[0006] また、この発明は、後述する請求項 2に記載する如 前記修正手段は、前記推定 値 Cain_estと前記出力 Cainの誤差 e_nlがゼロとなるように応答指定型制御アルゴリズ ムによって前記非線形補償器を修正する如く構成した。
[0007] また、この発明は、後述する請求項 3に記載する如ぐ前記プラントに印加される外 乱の推定値 clを算出する手段を備えると共に、前記修正手段は、前記推定値 Cain_e stを、前記制御入力 Ucain, Ucrから前記外乱の推定値 clに関わる項を差し引いた値
Uestに基づいて算出する如く構成した。
[0008] また、この発明は、後述する請求項 4に記載する如ぐ前記プラントに印加される外 乱の推定値 clを算出する手段を備えると共に、前記修正手段は、前記推定値 Cain_e stを、前記外乱の推定値 clを用いて算出する如く構成した。
[0009] また、この発明は、後述する請求項 5に記載する如ぐ前記プラントは、内燃機関の 吸気バルブの位相を可変に調節する可変位相機構である如く構成した。
[0010] また、この発明は、後述する請求項 6に記載する如ぐ前記プラントは、内燃機関の 圧縮比を調節する可変圧縮比機構である如く構成した。
発明の効果
[0011] 請求項 1に係るプラントの制御装置にあっては、線形要素に基づいた制御アルゴリ ズムに従ってプラントの出力を目標値に収束させる仮入力 Uslを算出する線形制御器 と、仮入力とプラントの非線形要素の特性を相殺するように設定された非線形補償器 に基づいて制御入力 Ucain, Ucrを算出するプラントの制御装置において、線形要素 のみから構成される推定モデルによって算出されたプラントの出力推定値 Cain_estと プラントの出力検出値 Cainの誤差 e_nlとに基づいて非線形補償器を修正する修正手 段とを備える如く構成したので、プラント（制御対象）の非線形特性が製造バラツキや 経年変化などによって変化した場合にも、非線形補償器によって精度良く非線形特 性の補償を行うことができ、高精度かつ高応答にプラント出力をその目標値へ制御 すること力 Sできる。
[0012] 請求項 2に係るプラントの制御装置にあっては、修正手段は推定値 Cain_estと出力 Cainの誤差 e_nlがゼロとなるように応答指定型制御アルゴリズムによって非線形補償 器を修正する如く構成したので、上記した効果に加え、オーバシュートを生じることな ぐ非線形補償器の修正を速やかに行うことができるため、より制御性を向上させるこ とがでさる。
[0013] 請求項 3に係るプラントの制御装置にあっては、プラントに印加される外乱の推定値 clを算出する手段を備えると共に、修正手段は推定値 Cain_estを制御入力 Ucain, Uc rから外乱の推定値 clに関わる項を差し弓 [レ、た値 Uestに基づレ、て算出する如く構成 したので、上記した効果に加え、外乱の推定値 clによる外乱補償と非線形補償器の 修正が干渉することがないため、プラント出力が目標値に対してオーバシュート特性 を示すことを防止することができ、さらに制御性を向上させることができる。
[0014] 請求項 4に係るプラントの制御装置にあっては、プラントに印加される外乱の推定値 clを算出する手段を備えると共に、修正手段は推定値 Cain_estを外乱の推定値 clを 用いて算出する如く構成したので、同様に、外乱の推定値 clによる外乱補償と非線 形補償器の修正が干渉することがないため、プラント出力が目標値に対してオーバ シュート特性を示すことを防止することができ、さらに制御性を向上させることができる
[0015] 請求項 5に係るプラントの制御装置にあっては、プラントは内燃機関の吸気バルブ の位相を可変に調節する可変位相機構である如く構成したので、上記した効果に加 え、オーバシュートを生じることな 吸気バルブの位相（開閉弁時期）を目標位相へ 高精度かつ高応答に制御することができる。
[0016] 請求項 6に係るプラントの制御装置にあっては、プラントは内燃機関の圧縮比を調 節する可変圧縮比機構である如く構成したので、上記した効果に加え、圧縮比の増 減切換え時において、圧縮比を急激に変化させることなぐ滑らかな変化となるように 制御することができる。
図面の簡単な説明
[0017] [図 1]この発明の第 1実施例に係るプラントの制御装置を模式的に示す概略図である [図 2]図 1に示すエンジンを動弁系を中心としてより具体的に示す、エンジンの側面図 である。
園 3]図 1に示す可変位相機構を模式的に示す側面図である。
園 4]図 3に示す可変位相機構の正面図である。
園 5]図 3に示す可変位相機構の中の電磁ブレーキの構造を模式的に示す正面図 である。
[図 6]図 1に示す ECUの動作を示すフロ一.チャートである。
[図 7]図 3から図 5に示す可変位相機構の電磁ブレーキにおけるブレーキ力 Fbrkと電 磁石への入力電圧（制御入力。位相指令値) Ucainの特性を示すグラフである。
[図 8]2自由度応答指定型制御を特許文献 1に示す従来技術に当てはめて得た従来 技術に係る制御系の構成を示すブロック図である。
園 9]図 8に示す制御系で使用されるスケジュールドモデルパラメータの特性を示す グラフである。
[図 10]図 8に示す制御系で使用されるスケジュールドモデルパラメータの補正係数の 特性を示すグラフである。
園 11]図 8に示す制御系により可変位相機構 (VTC)を制御した結果（シミュレーショ ン結果）を示すタイム'チャートである。
園 12]図 7に示す特性において電磁石の温度上昇などにより生じたオフセットを示す グラフである。
園 13]図 8に示す制御系の改良に使用される非線形関数 Gnlのテーブル特性を示す グラフである。
園 14]図 13に示す非線形関数の特性を補償して線形化（直線化）する値 Fnlのテー ブル特性を示すグラフである。
園 15]図 8に示す制御系を改良して得られた制御系の構成を示すブロック図である。 園 16]図 15に示す制御系により可変位相機構 (VTC)を制御した結果（シミュレーシ ヨン結果）を示すタイム'チャートである。
園 17]図 15に示す制御系をさらに改良して得られた制御系の構成を示すブロック図 である。
[図 18]図 17に示す制御系により可変位相機構 (VTC)を制御した結果（シミュレーシ ヨン結果）を示すタイム'チャートである。
[図 19]図 17に示す制御系をさらに改良して得られた制御系の構成を示すブロック図 である。
[図 20]図 19に示す制御系により可変位相機構 (VTC)を制御した結果（シミュレーシ ヨン結果）を示すタイム'チャートである。
[図 21]図 6フロ一'チャートの可変機構制御のサブ'ルーチン'フロー'チャートである
[図 22]図 21フロ一'チャートの位相制御などのサブ'ルーチン'フロ一'チャートである
[図 23]図 6フロ一'チャートの点火制御のサブ'ルーチン'フロ一'チャートである。
[図 24]この発明の第 2実施例に係るプラントの制御装置の制御系を模式的に示す、 図 19と同様のブロック図である。
[図 25]この発明の第 3実施例に係るプラントの制御装置の制御系を模式的に示す、 図 19と同様のブロック図である。
[図 26]図 2に示す可変圧縮比機構の油圧機構の制御入力 Ucrに対する発生力 Fcrの 特性を示すグラフである。
[図 27]図 25の制御系の非線形補償器において使用される非線形テーブルの特性を 示すグラフである。
発明を実施するための最良の形態
[0018] 以下、添付図面に即してこの発明に係るプラントの制御装置を実施するための最 良の形態について説明する。
実施例 1
[0019] 図 1は、この発明の第 1実施例に係るプラントの制御装置を模式的に示す概略図で ある。
[0020] 尚、プラントの制御装置としては内燃機関の制御装置、より具体的には内燃機関に おいて吸気バルブ（および排気バルブ）の位相（開閉弁時期）を可変に調節する可 変位相機構を例にとる。
[0021] 以下説明すると、符号 10は内燃機関（以下「エンジン」という）を示し、エンジン 10は 4サイクル 4気筒の DOHC型ガソリンエンジンからなる。エンジン 10は吸気管 12を備 え、吸気管 12においてエアクリーナ（図示せず）から吸引された空気はインテークマ ニホルド（図示せず）を流れる。 4個のシリンダ (気筒。 1個のみ図示） 14の吸気ポート の付近にはインジェクタ (燃料噴射弁） 16が配置され、通電されるとき、吸引された空 気に燃料 (ガソリン)を噴射する。
[0022] よって生じた混合気は 2個の吸気バルブ（1個のみ示す） 20が開弁するとき、燃焼 室 22に流入し、点火プラグ 24で点火されると燃焼し、ピストン 26を図において下方 に駆動し、クランクシャフト 30を回転させる。燃焼で生じた排ガスは、 2個の排気バル ブ（同様に 1個のみ示す） 32が開弁するとき、排気マ二ホルドとそれに接続される排 気系 34を通り、触媒装置 36で浄化された後、エンジン 10の外部に排出される。
[0023] エンジン 10には、吸気バルブ 20のリフト（開弁高さ）を可変に調節する可変リフト機 構 40と、吸気バルブ 20と排気バルブ 32を駆動する吸気カムシャフトと排気カムシャ フトの位相（開閉弁時期）を可変に調節する可変位相機構 42と、ピストン 26の上死点 (および下死点）を変えて圧縮比を可変に調節する可変圧縮比機構 44とが設けられ る。
[0024] 最初に可変リフト機構 40について説明する。
[0025] 図 2は、図 1に示すエンジン 10を動弁系を中心としてより具体的に示す、エンジン 1 0の側面図である。図示の如ぐ吸気バルブ 20と排気バルブ 32の上には、吸気カム シャフト 50と排気カムシャフト 52が平行して配置され、クランクシャフト 30にタイミング ベルトなど（図示せず）を介して接続され、それぞれクランクシャフト 30の回転数の 1 Z2の回転数で回転させられる。
[0026] 吸気カムシャフト 50には吸気カム 50aが取り付けられると共に、その付近にはロッカ アーム 40aがー端では吸気カム 50aに、他端では吸気バルブ 20のステムの末端に 当接するように配置される。ロッカアーム 40aには、アツパリンクアーム 40bが連結ピン 40blを介して接続される一方、ロアリンクアーム 40cも連結ピン 40clを介して接続さ れる。アップリンクアーム 40bは他方の連結ピン 40b2を介してシリンダブロック（ェン ジン本体） 14aに固定される。
[0027] ロアリンクアーム 40cの他方の連結ピン 40c2は、クランクシャフト 30と平行に配置さ れた可動シャフト（コントロールシャフト。図示せず）に接続され、可動シャフトは減速 ギヤ（図示せず）を介して電動モータ 40dに接続される。上記した構成において、減 速ギヤを介して電動モータ 40dで可動シャフトを回転させることで、アツパリンクァー ム 40bの連結ピン 40bl , 40b2を結ぶ線と、ロアリンクアーム 40cの連結ピン 40cl， 4 0c2を結ぶ線が交差する回転中心が移動し、それによつて吸気カム 50aと口ッカァ一 ム 40bとの距離が変化し、吸気バルブ 20のリフト量が変更（制御）される。
[0028] 次いで可変位相機構 42について説明すると、可変位相機構 42は吸気カムシャフト 50に接続される。
[0029] 図 3は可変位相機構 42を模式的に示す側面図、図 4はその正面図、および図 5は その中の電磁ブレーキの構造を模式的に示す正面図である。
[0030] 図 3から図 5を参照して説明すると、可変位相機構 42は、プラネタリギヤ機構 42aと 、シリンダブロック 14aに固定された電磁ブレーキ 42bとを備える。プラネタリギヤ機構 42aにおいて、リングギヤ 42alは上記した吸気カムシャフト 50に固定される。リング ギヤ 42alには 3個のプラネットギヤ 42a2が相互に 120度の間隔をおいて嚙合する。
[0031] 図 4に良く示す如ぐ 3個のプラネットギヤ 42a2は平面視において正三角形を呈す るキャリア 42a3で相互に連結されると共に、キャリア 42a3を介し、図 3に示す如ぐ ( クランクシャフト 30で駆動される）スプロケット 56に接続される。キャリア 42a3は、図 5 に示す電磁ブレーキ 42bの接続部材 42blを介してリターンスプリング（圧縮スプリン グ) 42b2の一端に接続される。
[0032] 3個のプラネットギヤ 42a2には、サンギヤ 42a4が嚙合する。サンギヤ 42a4は、同 様に図 5に示す電磁ブレーキ 42bの接続部材 42b3に固定され、接続部材 42b3を 介してリターンスプリング 42b2の他端に接続される。
[0033] 図 5に示すように、電磁ブレーキ 42bは、サンギヤ 42a4に接続される環状の接続部 材 42b3の外周に配置される、同様に環状の永久磁石 42b4と、その外周に配置され る、同様に環状の電磁石 42b5とを有する。永久磁石 42b4は、 N極と S極の磁石片 4 個が交互に配置された 2極構造からなる。 [0034] 電磁石 42b5もそれに対応して配置された 4個の導電体 (積層鋼板）からなり、それ に卷回されたコイル（図示せず）が図示しない通電回路から通電されるとき、通電方 向に応じて N極あるいは S極に励磁される。このように、電磁ブレーキ 42bは、 DCモ ータと同様の構造を備える。
[0035] リターンスプリング 42b2は、接続部材 42bl， 42b3を介してサンギヤ 42a4がキヤリ ァ 42a3に対して図 5において時計回りに、具体的には遅角方向、より具体的には吸 気バルブ 20の開弁時期（および閉弁時期）がクランクシャフト 30の回転に対して遅れ る方向に付勢する。
[0036] 可変位相機構 42にあっては、図示の構成において、クランクシャフト 30の回転に応 じてスプロケット 56が図 4に矢印 aで示す方向にその 1/2の回転数で回転する。スプ ロケット 56の回転はキャリア 42a3を介してプラネットギヤ 42a2に伝達され、図 4に矢 印 bで示す方向に回転させ、それによつてリングギヤ 42alおよびそれに連結される 吸気カムシャフト 50をスプロケット 56の回転方向（矢印 a)と同方向に回転させると共 に、サンギヤ 42a4を図 4に矢印 cで示す方向に回転させる。
[0037] このとき、電磁石 42b5への通電により、サンギヤ 42a4に接続部材 42b3を介して接 続される永久磁石 42b4の回転を制動（ブレーキ）させるとすると、そのブレーキ力の 分だけ吸気カムシャフト 50がスプロケット 56に対して図 5に矢印 dで示す進角方向に 移動し、前記した吸気カム 50aとロッカアーム 40aとの接触時点をクランク角度に対し て早める（進角させる）。
[0038] このため、サンギヤ 42a4が所定角度相対回転したときにブレーキ力とリターンスプ リング力と力 S釣り合うと、プラネットギヤ 42a2は作動を停止し、スプロケット 56と力ムシ ャフト 50は所定の相対角を維持しながら一体回転する。即ち、ブレーキ力の増減に よってカム位相が進角あるいは遅角方向に制御される。尚、詳細な説明は省略する 力 排気カムシャフト 52も、同種の可変位相機構 42に接続され、排気バルブ 32の位 相（開閉弁時期）が可変に調節 (制御)される。
[0039] 次いで圧縮比可変機構 44について説明する。図 2に示す如ぐピストン 26のコネク ティングロッド 26aは、連結ピン 44aを介し、平面視略 3角形状の第 1のリンク 44bに連 結される。 [0040] 第 1のリンク 44bは、連結ピン 44aから偏心させられた位置でクランクシャフト 30を回 転自在に収容する孔 44blを備えると共に、一端で連結ピン 44b2を介して第 2のリン ク 44cに接続される。第 2のリンク 44cは末端に小径の連結ピン 44clを備え、連結ピ ン 44clは、シリンダブロック 14aに固定された第 3のリンク 44dの末端に形成されたそ れより大径の可動シャフト（コントロールシャフト） 44c2に偏心して連結される。
[0041] 図示の第 1のリンク 44b、第 2のリンク 44cおよび第 3のリンク 44d力らなる 4節リンク 構成において、可動シャフト 44c2を油圧機構 44eで回転させることにより、ピストン 2 6の上死点（および下死点）が変更されて燃焼室 22の圧縮比が可変に調節（制御）さ れる。
[0042] 図 1の説明に戻ると、クランクシャフト 30の付近にはクランクシャフトセンサ 60が配置 され、 4個のシリンダ 14のクランク角度位置を特定するシリンダ判別信号、 4個のビス トン 26の TDC (上死点）に関連した位置を示す TDC信号、および単位クランク角度、 例えば 1度ごとにクランク角度信号 (CRK信号）を示す信号を出力する。
[0043] 吸気カムシャフト 50 (図 2に示す）の付近にはカムシャフトセンサ 62が配置され、吸 気カムシャフト 50の所定の回転角度、例えば 1度ごとに信号を出力する。また、可変 リフト機構 40において電動モータ 40dの減速ギヤの付近にはロータリエンコーダなど 力もなるリフトセンサ 64が配置され、減速された電動モータ 40dの回転を通じて吸気 バルブ 20のリフト量（開弁量) Liftinに応じた信号を出力する。さらに、可変圧縮比機 構 44においては油圧機構 44eの付近に圧縮比センサ 66が配置され、油圧機構 44e のストローク（回転量)力 燃焼室 22の実圧縮比 Crに応じた出力を生じる。
[0044] 吸気管 12の先端付近にはエアフローメータ (AFM) 68が配置されて吸引された空 気量 Qに応じた信号を出力すると共に、シリンダ 14の冷却水通路（図示せず）の付近 には水温センサ 70が配置され、エンジン 10の冷却水温 TWを示す信号を出力する。
[0045] さらに、エンジン 10が搭載される車両（図示せず）の運転席床面に配置されたァク セルペダル（図示せず）の付近にはアクセル開度センサ 74が配置され、運転者の操 作するアクセル開度（アクセルペダル踏み込み量) APに応じた信号を出力する。
[0046] 上記したセンサ群の出力は、 ECU (Electronic Control Unit0電子制御ユニット） 80 に入力される。 ECU80は図示の如ぐ CPU80a、メモリ 80b、人力インターフェース 8 Ocおよび出力インターフェース 80dならびに図示しなレ、A/D変換回路、波形整形 回路、カウンタなどからなるマイクロコンピュータから構成される。
[0047] クランクシャフトセンサ 60などの出力は波形整形回路で波形整形されると共に、ェ アフロ一メータ 68などの出力は AZD変換回路でデジタル値に変換される。 ECU80 は、クランクシャフトセンサ 60から出力される CRK信号をカウンタを介してカウントし、 エンジン回転数 NEを検出する。また ECU80は、 CRK信号とカムシャフトセンサ 62 の出力に基づいてカム位相 Cain (吸気バルブ 20の開閉弁時期）を検出する。
[0048] ECU80は、それらの値およびその他のセンサ出力に基づき、後述するように、ェン ジン 10の可変位相機構 42などの可変機構と、燃料噴射量と、点火時期とを制御す る。
[0049] 図 6は、その ECU80の動作を示すフロ一.チャートである。
[0050] 以下説明すると、 S10において可変機構を制御する。即ち、センサ出力から検出さ れるエンジン 10の運転状態に基づいて可変リフト機構 40、可変位相機構 42および 可変圧縮比機構 44を制御し、検出された運転状態からエンジン 10の吸気量が最適 となるように制御する。尚、 S10の処理は、エンジン 10が始動されたときに開始し、以 後、所定の時間間隔、例えば 10msecごとに実行される。
[0051] 次いで S12に進み、その吸気量に基づいて燃料噴射量を算出して燃料制御を実 行し、 S14に進み、同様に、その吸気量において点火時期を制御する。尚、 S12, S 14の処理は、エンジン 10が始動されたときに開始し、以後、 TDCあるいはその付近 のクランク角度に同期して実行される。
[0052] 図 6フロー ·チャートの動作を詳細に説明する前に、この発明の課題を説明する。
[0053] 最初に述べたように、特許文献 1記載の技術にあっては、非線形補償器を設計す る際に想定された非線形特性に対し、実際のプラントの非線形特性に誤差が生じた 場合には、非線形補償が正確に行われなくなるため、制御性が低下する不都合があ る。従って、非線形補償器を用いた制御において、非線形補償器の非線形補償を実 際に非線形特性に合わせて適合させる技術が望まれていたことから、この発明は、 非線形補償器を用いた制御において非線形補償器の非線形補償を実際に非線形 特性に適合させるようにしたプラントの制御装置を提供することを課題とする。 [0054] 図 3から図 5に示す可変位相機構 42においては、電磁ブレーキ 42bにおけるブレ ーキカ Fbrkと電磁石 42b5への入力電圧（制御入力。位相指令値) Ucainの関係は、 図 7のような非線形なものとなる。即ち、入力電圧 Ucainをある値未満にするとブレー キカ Fbrkが入力に対して急速に小さくなる一方、ある程度以上に増加させるとブレー キ力が入力に対して急に大きくなる。
[0055] これは、電磁力の発生量は電磁石 42b5へ印加される電流、即ち、電圧に対し線形 な特性を持っているが、電磁力は距離の 2乗に反比例するからである。尚、実際には 、図 7に示す特性は連続的な曲線となるが、図 7ではそれを近似した折れ線で示す。
[0056] ここで、この制御対象（プラント。可変位相機構 (VTC) 42)を以下のような線形モデ ルを用いて表す。
[数 1]
Cainik+ n = alsc Cain(k) + a2sc Cain(k- l) + blsc Ucain(k) + b 2 sc Ucain(k- 1 )
( 1 - 1 ) 上記で、 alsc、 a2sc、 blsc、 b2sc : NE、 Cainに応じてスケジュールされたモデルパラ メータである。
[0057] また、外乱推定値 clを含めた拡大制御対象モデルを以下のように定義する。
ほ女 2]
Cain(k+ 1 ) = a 1 sc Cain(k) + a 2 sc Cain(k- l) + blsc Ucain(k) + b 2 sc Ucain(k- 1 ) + c 1
( 1 - 2 )
[0058] このとき、 目標値応答と外乱抑制応答の収束時間と収束挙動を個別に指定可能な 応答指定型制御 (スライディングモード制御）、より具体的には 2自由度応答指定型 制御は、図 8と式 1—3から式 1— 16に示す制御系で実現される。尚、図示の制御系 の構成は、特許文献 1に示す従来技術を 2自由度応答指定型制御に当てはめて示 す従来技術である。
[0059] 図 8に示す如ぐ 2自由度応答指定型制御系は、 SMC (スライディングモードコント ローラ） 100と、適応外乱オブザーバ 102と、モデルパラメータスケジューラ 104で構 成される。 [0060] SMC100は以下のように定義される。
[0061] ほ女 3]
Ucain(k) = Ueq(k) + Urch(k) (1-3) 等価制御入力
Ueq(k) = 1- ~ {( 1 - a 1 sc(k) - POLE) CAIN(k) + (POLE- a 2 sc(k)) CAIN(k- 1 )
blsc(k)
-b2sc(k)Ucain(k-l)-cl(k)
+ CA IN一 cmd— f(k) + (POLE- 1 ) CAIN一 cmdー - 1 ) - POLE CAIN— cmd— - 2)}
(1-4) 到達則入力
Urch(k) =— ^-o(k) (1-5) blsc(k) 切換関数
o(k) = Ecain(k) + POLE Ecain(k- 1 ) (1-6) Ecain(k) = CAIN(k)- CAIN— cmd— k- 1 ) (1-7) 目標値フィルタ
CAIN_cmd_f(k) = -POLE_f CAIN— cmd— k— 1) + (1 + POLE—り CAIN— cmd(k)
(1-8)
Krch ：フィードバックゲイン
POLE ：切換関数設定パラメータ
POLE— f ：目標値フィルタ係数 尚、 - l<POLE_f<POLE<0
[0062] 適応外乱オブザーバ 102は以下のように定義される。
[0063] [数 4] cl(k) = cl(k-l) + Pd0V e_dov(k) (1— 9)
1 + Pdov ~
e— dov(k) = CAIN(k) - CAIN— hat(k) (1-10) CAIN一 hat(k) = θτ (k) ζ(1ί) (1— 11)
9T(k) = [alsc(k) a2sc(k) blsc(k) b2sc(k) cl(k-l)]
ζτ (k) = [CAIN(k- 1 ) CAIN(k- 2) Ucain(k- 1 ) Ucain(k- 2)1] (1— 12)
Pdov ：同定ゲイン
alsc,a2sc,blsc,b2sc ： NEあるいは Cainに応じて算出（M s A P検索)されるモデル パラメータのスケジュ一ノレ値
[0064] また、モデルパラメータスケジューラ 104は以下のように定義される。
[0065] ほ女 5]
alsc(k<— alsc_map(k) 、丄一 13) a2sc(k)*-a2sc_map(k) (1— 14) blsc(k)—blsc_map(k) X Kbsc(k) (1— 15) b2sc(k)— b2sc_map(k) X Kbsc(k) (1— 16)
[0066] 尚、上記および以降の式で、 alsc_map、 a2sc_map、 blsc_map、 b2sc_mapは、検出さ れたエンジン回転数 NEで図 9に示す特性を検索して得られる（スケジュールド）モデ ルパラメータであり、 Kbscは検出された位相 Cainで図 10に示す特性を検索して得ら れる（スケジュールド）モデルパラメータで補正係数である。また、添え字 kは離散系 のサンプノレ時間、より具体的には図 6フロー.チャートの実行時刻である。
[0067] 図 8に示す線形制御系により、非線形特性を持った可変位相機構 (VTC) 42を制 御した結果（シミュレーション結果）を図 11に示す。図 11では、時刻 t2において外乱 (外力） doutが印加される。尚、それに先立つ時刻 tlにおいて図 7に示した非線形特 性が、電磁石 42b5の温度上昇などにより図 12のようにオフセットを生じてレ、る。
[0068] 図 11に示す制御結果では、制御対象の非線形特性によって生じるモデル化誤差 を適応外乱オブザーバ 102が瞬時に吸収できないため、 目標値への追従応答に際 して著しいオーバシュートを発生しており、 2自由度応答指定型制御の特徴である低 オーバシュート特性が失われていることが分かる。ただし、図示の構成においても、 d oftや doutの影響は、適応外乱オブザーバ 102が吸収できるので、位相 Cainが目標 値 Cain_cmdに対して定常偏差を生じるようなことはない。
[0069] そこで、制御対象の非線形特性を考慮した制御系を構成するため、制御対象を非 線形要素と線形要素（遅れ要素）によってモデル化し、下式によって表す。
[0070] 圆
Cain(k+ 1 ) = a 1 sc Cain(k) + a 2 sc Cain(k- 1 ) + b 1 sc Unl(k) + b 2 sc Unl(k- 1 )
(1-17)
Unl(k) = dUnl(k) + Cnl (1— 18) dUnl(k) = Gnl(dUcain' (k)) (1-19) dUcain' (k) = Ucain(k) -Cnl (1— 20)
[0071] 尚、式 1— 19に示す Gnlは非線形関数であり、図 13に示す如ぐテーブル値として 設定される。これは後の式でも同様である。
[0072] 次に、図 13に示す非線形関数の特性を補償して線形化（直線化）する値 Fnlのテー ブル特性を図 14に示すように定義し、図 8に示す制御入力 Ucainを Uslとし、 Uslに基 づいて新たに制御入力 Ucainを下式を用いて算出する。
[0073] [数 7]
Ucain(k) = dUcain(k) + Cnl (1-21) dUcain(k) = Fnl(dUsl(k)) (1-22) dUsl(k) = Usl(k) - Cnl (1-23)
[0074] これによつて、 Uslと Unlの関係は線形関係（比例または一致）となり、 Uslから Cainま での動特性は線形化される。図 15は、よって得られた制御系の構成を示すブロック 図である。
[0075] 故に、仮入力 Uslを算出する線形コントローラ 110 (図 8の SMC100、適応外乱ォブ ザーバ 102およびモデルパラメータスケジューラ 104から構成される）は、この線形化 された制御対象を、次式に示すように認識すれば良レ、。
[数 8]
Cain(k+ 1 ) = a 1 sc Cain(k) + a 2 sc Cain(k- 1 ) + b 1 sc Usl(k) + b 2 sc Usl(k- 1 )
(1-24) [0076] 以下に演算式をまとめて示すと、図 15に示す制御系において、非線形補償器 112 については下記の通りとなる。
[0077] ほ女 9]
Ucain(k) = dUcain(k) + Cnl (1— 25) dUcain(k) = Fnl(dUsl(k)) (1 -26) dUsl(k) = Usl(k) -Cnl (1 -27)
[0078] また、線形コントローラ（2自由度応答指定型コントローラ） 110については以下の通 りとなる。
[0079] ほ女 10]
Usl(k) = Ueq(k) + Urch(k) (1— 28)
制御入力
Ueqik) = ~~！ ~ {(1 - a 1 sc(k) - POLE) CAIN(k) + (POLE- a 2 sc CAIN - 1)
b 1 sc(k)
- b2sc(k)Usl(k - l)-cl(k)
+ CAIN_cmd_f(k) + (POLE- 1 ) CAIN— cmd— k- 1 ) - POLE CAIN— cmd Jk- 2)} 到達則入力 (1 -29)
Urch(k) = --^-a(k) (1— 30)
b 1 sc(k) 切換関数
。(k) = Ecain(k) + POLE Ecain(k- 1) (1 -3 1)
Ecain(k) = CAI (k) - CAIN— cmd— f(k-l) (1— 32) 目標値フィルタ
CAIN_cmd_f(k) = - POLE_f CAIN— cmd— f(k - 1) + (1 + POLE f) CAIN— cmd(k)
(1 -33)
Krch ：フィードバックゲイン
POLE ：切換関 定パラメータ
POLE— f ：目標値フィルタ係数 尚、 - 1く POLE— f<P0LEく 0
[0080] また、線形コントローラ 110を構成する適応外乱オブザーバ 102(図 8)については 以下の通りとなる。 [0081] ほ女 11] cl(k) = cl(k_ 1) + Pd0V e_dov(k) (1— 34)
1 + Pdov ~ e一 dov(k) = CAIN(k)― CAIN_hat(k) (1-35)
CAIN— hat(k) = θτ (k) ζ(1ί) (1-36) θτ (k) = [a 1 sc(k) a 2 sc(k) b 1 sc(k) b 2 sc(k) cl(k-l )]
ζτ (k) = [CAIN(k-l) CAIN(k- 2) Usl(k- l)Usl(k- 2)1] (1— 37) Pdov ： 同定ゲイン
[0082] 同様に、線形コントローラ 110を構成するモデルパラメータスケジューラ 104 (図 8) については以下の通りとなる。
[数 12]
alsc(k) - alsc— map(k) (1— 38) a2sc(k) - a2sc_map(k) (1— 39) b 1 sc(k) <- b 1 sc map(k) x Kbsc(k) (1—40) b2sc(k) - b2sc_map(k) x Kbsc(k) (1—41 )
[0083] 図 16は、図 15に示す非線形補償器 112を用いた場合の制御結果である。同図か ら分かるように、非線形補償器 112の挿入により、 目標値への追従応答が著しく改善 し、 2自由度応答指定型制御の特徴である低オーバシュート特性が復活している。し 力 ながら、非線形特性のズレあるいは変化を表す doftや外乱 doutの抑制に関して は、却って収束時間が長大化している。
[0084] 上記から、非線形補償器 112を用いた技術をさらに改良し、 doftや doutに対する抑 制能力を高めることができる技術が望まれていた。この発明はそれを解消するプラン トの制御装置を提供することを課題とする。
[0085] 以下それについて説明すると、図 15に示す制御系の構成では、制御対象の非線 形特性を補償する機能を備えているが、非線形特性の変化 (図 12に示す)を補償す る機能を備えていない。従って、この発明に係るプラントの制御装置においては、図 1 5に示す制御系の構成に、新たに非線形特性変化に対して適応する機能を追加す るよつにした。 [0086] 図 15に示す制御系では、非線形補償器 112による非線形特性の相殺が正確に行 われたならば、制御入力 Ucainに対する制御対象の出力 Cainと、次式 2—1で示され る制御対象モデルの出力 Cain_estは一致する。
ほ女 13]
Cain_est(k) = a 1 sc Cain(k- 1 ) + a 2 sc Cain(k- 2) + blsc Usl(k- l) + b2sc Uslfk- 2)
(2-1)
[0087] 反対に、非線形特性の相殺が正確に行われていない場合、上式のモデルと、図 15 に示す線形化された制御対象の静特性に誤差が生じるため、次式に示すように、 Cai nと Cain_estの間に誤差 e_nlが生じる。
ほ女 14]
e_nl(k) = Cain_est(k) - Cain(k) (2-2)
[0088] この発明に係るプラントの制御装置にあっては、その点に着目し、以下のように非 線形補償器 112を変更し、そこで用いられる Cn dpを e_nlがゼロとなるように改良し、 非線形補償器 112による非線形特性の相殺が正しく行えるようにした。
[0089] その改良された非線形補償器は、以下の式で表わされる。
ほ女 15]
Ucain(k) = dUcain(k) + Cnし adp(k) (2-3) dUcain(k) = Fnl(dUsl(k)) (2-4) dUsl(k) = Usl(k) - Cnl_adp(k) (2-5) 上記で、 Cnl_adpは非線形特性補正値である（以降の式でも同じ)。
[0090] 上式における非線形特性補正値は、簡易型スライディングモードアルゴリズムを用 いた次式によって算出される。
[数 16]
Cnl— adp(k) = Cnl_base+ Dcnl(k) (2-6) Dcnl(k) = rch cnl ocnl(k) + Kadp cnl sum— ocnl(k) (2— 7) ocnl(k) = e_nl(k) + POLE_cnl e_nl(k -1) (2-8) 上記で、 Cnl_baseは非線形特性補正値の基準値で、例えば式 1_ 25の Cnlに設 定されるが、エンジン回転数 NEなどによってスケジュールしても良い。
[0091] 即ち、図 17に示す如ぐこの発明に係るプラントの制御装置にあっては、非線形特 性適応器 114を設けて Cn dpを e_nlがゼロとなるように構成し、非線形補償器 1 12に よる非線形特性の相殺が正しく行えるようにした。
[0092] 図 17に示す制御系の制御結果（シミュレーション結果）を図 18に示す。図 18に示 す結果において、 doftと doutによって生じた偏差の絶対値を減少させる時間は短くな つているが、依然としてオーバシュート的挙動が見られることから、更なる制御性の改 善が望まれる。
[0093] このオーバシュート的挙動は、線形コントローラ 110の外乱補償を行う適応外乱ォ ブザーバ 102と、非線形特性適応器 114の干渉が生じているためである。即ち、非 線形特性適応器 114では、外乱 doutが印加されることによって生じた e_nlも非線形特 性の不一致であると認識し、 CnUdpを修正してしまう一方、非線形特性ズレ doftによ る偏差が生じた場合にも適応外乱オブザーバ 102がそれを補正してしまうためである
[0094] そこで、この干渉を回避するため、非線形特性適応器 114で使用する制御対象モ デル 114aへの入力を以下のように変更する。
[0095] [数 17]
Uest(k) = Ueq_est(k) + Urch(k) ( 2 - 9 )
Ueq_est(k) = {(1 - a 1 sc(k) - POLE) CAIN(k) + (POLE- a 2 sc(k)) CAIN(k-l)
bl sc(k)
- b2sc(k)Uest(k- l)
+ CAI 一 cmd一 f(k) + (POLE- 1) CAIN— cmd_f(k- 1) - POLE CAIN_cmd— k- 2)}
( 2— 1 0 )
[0096] この入力 Uestは、 Uslに対し、適応外乱オブザーバ 102によって推定された外乱推 定値 clの項が消去されている。これは、実際の制御対象の出力 Cainでは外乱 doutの 影響は外乱推定値 clによって相殺されているため、出力 Cainにその影響は表れてい なレ、。し力しながら、制御対象モデル 114aには、相殺する外乱 doutが存在しないた め、外乱推定値 clによる入力増の影響が誤ってモデル出力 Cain_estに表れ、誤った 偏差 e_nlを発生するためである。 [0097] そこで、制御対象モデル 114aを Uestを用いて以下のように改良する。
[数 18]
Cain— est(k) = a 1 sc Cain(k- l) + a2sc Cain(k- 2) + blsc Uest(k- 1 ) + b 2 sc Uest(k- 2)
(2-1 1)
[0098] これを用いた改良制御系の演算式を以下に示すと、非線形補償器 112については 以下のようになる。
[数 19]
Ucain(k) = dUcain(k) + Cnl_adp(k) (2— 1 2) dUcain(k) = Fnl(dUsl(k)) (2—1 3) dUsl(k) = Usl(k) - Cnl_adp(k) (2—14)
[0099] また、非線形特性適応器 114については以下のようになる。
[0100] [数 20]
Cnl_adp(k) = Cnl_base+ Dcnl(k) ( 2— 15)
Dcnl(k) = Krch cnl ocnl(k) + adp cnl sum一 ocnl(k) (2—16) ocnl(k) = e_nl(k) + POLE— cnl e一 nl(k -1) (2—1 7) e— nl(k) = Cain_est(k) - Cain(k) (2—18)
Cain— est(k) = alsc Cain(k- 1 ) + a 2 sc Cain(k- 2) + b 1 sc Uest(k- 1 ) + b 2 sc Uest(k- 2)
(2-19)
Uest(k) = Ueq_est(k) + Urch(k) (2— 20)
Ueq_est(k) =—^― {(1-al sc(k) - POLE) CAIN(k) + (POLE- a 2 sc(k)) CAIN(k- 1 ) b 1 sc(k)
-b2sc(k)Uest(k-l)
+ CAIN_cmd_f(k) + (POLE- 1) CAIN— cmd— k- 1) - POLE CAIN— cmd— k- 2)}
(2-21)
[0101] さらに、線形コントローラ（2自由度応答指定型コントローラ） 110については以下の ようになる。
[0102] [数 21] Usl(k) = Ueq(k) + Urch(k) (2-22) 制御入力
Ueq(k) = ' , 1 ,'、 {(1-al sc(k) - POLE) CAIN(k) + (POLE- a 2 sc(k)) CAIN(k- 1 ) b 1 sc(k)
-b2sc(k)Usl(k-l)-cl(k)
+ CA IN— cmd一 f(k) + (POLE- 1 ) CAIN— cmd— f(k- 1 ) - POLE CAIN— cmd— k- 2) }
(2-23) 到達則入力
Urch(k) = --^-c(k) (2-24)
b 1 sc(k) 切換関数
a(k) = Ecain(k) + POLE Ecain(k- 1) (2— 25)
Ecain(k) = CAIN(k)- CAIN— cmd— f(k- 1) (2— 26) 目標値フィルタ
CAIN_cmd_f(k) = POLE— f CAI _cmd_f(k- 1 ) + (1 + POLE一り CAIN— cmd(k)
(2-27)
Krch ：フィードバックゲイン
POLE ：切換関数設定パラメータ
POLE— f ：目標値フィルタ係数 尚、 - 1<P0LE— f<P0LE<0
[0103] さらに、適応外乱オブザーバ 102については以下のようになる。
[0104] ほ 2]
Pdov
cl(k) = cl(k-l)+ i e dov(k) (2— 28)
1 + Pdov ― e_dov(k) = CAIN(k) - C AIN— hat(k) (2-29)
CAIN— hat(k) = 9T(k) (k) (2— 30) θτ (k) = [a 1 sc(k) a 2 sc(k) b 1 sc(k) b 2 sc(k) cl(k-l )]
ζτ (k) = [CAIN(k- 1) CAIN(k- 2) Usl(k- l)Usl(k- 2)1] (2— 31)
[0105] さらに、モデルパラメータスケジューラ 104については以下のようになる。
[数 23] alsc(k) -alsc_map(k) ( 2— 3 2 ) a2sc(k) <r- a2sc_map(k) ( 2— 3 3 ) blsc(k) - b\ sc map(k) Kbsc(k) ( 2— 3 4 ) b2sc(k) - b2sc_map(k)x Kbsc(k) ( 2— 3 5 )
[0106] 図 19は、改良された非線形特性適応器 114を用いた制御系の構成を示すブロック 図である。また、図 20は、図 19に示す制御系を用いた場合の制御結果（シミュレーシ ヨン結果）である。図 20から分かるように、図 19に示す制御系にあっては非線形特性 適応器 114と適応外乱オブザーバ 102の干渉が解消 (減少）し、 doftや いによって 発生した偏差をオーバシュートを生じることなく速やかに減少させている。当然のこと ながら、 2自由度応答指定型制御の特徴である低オーバシュート特性も維持されて いる。
[0107] 上記を前提として図 6フロー ·チャートの説明に戻ると、前記したように、 S10におい てセンサ出力から検出されるエンジン 10の運転状態に基づいて可変リフト機構 40、 可変位相機構 42および可変圧縮比機構 44を制御し、検出された運転状態からェン ジン 10の吸気量が制御される。
[0108] 図 21はその処理を示すサブ'ノレ一チン.フロ一 ·チャートである。
[0109] 以下説明すると、 S100において可変リフト機構 40と可変位相機構 42と可変圧縮 比機構 44とからなる 3種の機構の中の少なくともいずれかが故障か否か判断し、肯 定されるときは S102に進み、可変圧縮比機構 44への指令値 U_Crを最終圧縮比とな る故障時用指令値 U_C fsに、可変リフト機構 40への指令値 U_Liftinをクリープ走行 可能な程度の故障時用指令値 U丄 iftin_fsに、また可変位相機構 42への指令値 U_Cai nを位相が遅角側となる故障時用指令値 U_Cain_fs (具体的には 0 (通電量零） )に設 定する。
[0110] S100で否定されるときは S104に進み、エンジン 10が始動中か否か判断する。こ れは、検出されたエンジン回転数 NEが完爆回転数未満か否か判定することで判断 する。
[0111] S104で肯定されるときは S106に進み、検出されたエンジン冷却水温 TWから図示 の特性に従ってフリクションの増加に対応して増加するようにリフト目標値 Lift_cmdを 検索（算出）し、 S108に進み、同様に検出されたエンジン冷却水温 TWから図示の 特性に従って燃焼が安定するように位相目標値 Cain—cmdを検索 (算出）する。次いで S110に進み、圧縮比目標値 Cr_cmdを、クランキング中のエンジン回転数 NEが増加 すると共に、未燃 HCが低減するように定められた固定値 Cr_Cmd_Crkに設定 (算出） する。
[0112] S104で否定されるときは S112に進み、検出されたアクセル開度 APが全閉開度、 即ち、アクセルペダルが踏み込まれていないか否か判断する。 S112で否定されると きは運転者による駆動要求がなされたと判断されることから S114に進み、検出され たエンジン回転数 NEとアクセル開度 APとから図示の特性に従ってリフト目標値 Lift_ cmdを検索（算出）し、 S116に進んで同様に検出されたエンジン回転数 NEとァクセ ル開度 APとから図示の特性に従って位相目標値 Cain_cmdを検索（算出）する。次い で S118に進み、同様に検出されたエンジン回転数 NEとアクセル開度 APとから図 示の特性に従って圧縮比目標値 Cr_cmdを検索 (算出）する。
[0113] S112で肯定されるときはアイドル状態にあると判断されることから S120に進み、触 媒装置 36の暖機時間が経過したか否か判断する。 S120で肯定されるときは S114 以降に進むと共に、否定されるときは S122に進み、触媒装置 36の昇温を促進する ため、エンジン 10が始動されてからの経過時間と検出されたエンジン冷却水温 TWと 力も図示の特性に従ってリフト目標値 Lift_cmdを検索（算出）する。次いで S124に進 み、ボンピンダロスを高めると共に、吸気量を増加することで触媒装置 36の昇温を促 進するため、同様にエンジン 10が始動されてからの経過時間と検出されたエンジン 冷却水温 TWとから図示の特性に従って位相目標値 Cain_Cmdを検索（算出）する。
[0114] 次いで S126に進み、低圧縮比化によって熱効率を低下させて排ガス温度を上昇 させるように設定された固定値 Cr_cmd_aStに圧縮比目標値 Cr_cmdを設定 (算出）する 。尚、図示のプログラムはエンジン 10の始動に従って開始し、以後、 10msecごとに 実行されることから、そのループ回数からエンジン 10が始動されてからの経過時間を 求める。
[0115] 次いで S128に進み、位相制御、リフト制御、および圧縮比制御を実行する。即ち、 上記した目標値によって可変圧縮比機構 44、可変リフト機構 40および可変位相機 構 42を制御する。
[0116] 図 22は、それらの処理を示すサブ'ルーチン'フロ一'チャートである。
[0117] 以下説明すると、 S200におレ、て、図示の如ぐ前記した式 2 _ 12力ら式 2 _ 35によ つて位相指令値 (制御入力） Ucainを演算する。
[0118] 以下、図 19を再び参照しつつ簡単に説明すると、非線形補償器 112にあっては、 式 2— 12から式 2— 14に従って制御入力 Ucain(k)を算出する。式中の非線形特性補 正値 Cnl_adpは、非線形特性適応器 114によって式 2— 15から式 2— 21に従って算 出される。
[0119] また、線形コントローラ（2自由度応答指定型コントローラ） 110は、式 2— 22から式 2
27に示される応答指定型制御アルゴリズム（より具体的には 2自由度応答指定型 制御アルゴリズム）に従レ、、制御対象である可変位相機構 (VTC) 42の出力 Cainを 位相目標値 Cain_cmdに収束させる仮入力 Uslを算出する。尚、スライディングモード 制御は制御量の収束速度を指定できる応答指令型制御であるが、 2自由度スライデ イングモード制御はスライディングモード制御を発展させたものであり、制御量の目標 値に対する追従速度と、外乱が印加されたときの制御量の収束速度とを個別指定で きる制御である。
[0120] 即ち、この 2自由度応答指定型制御アルゴリズムにあっては、先ず、式 2— 27に示 す一次遅れフィルタアルゴリズムにより、位相目標値のフィルタ値（目標フィルタ） Cain _cmd_f(k)が算出される。同式において POLE_fは目標値フィルタ係数であり、式 2— 23 などにおいて使用される POLEは切換関数設定パラメータであり、それらは _ 1と 0の 間におレ、て式 2 - 27の末尾に示されるように設定される。
[0121] 次いで、式 2— 22から式 2— 26に示すスライディングモード制御アルゴリズムにより 、仮入力 Usl(k)が算出される。具体的には、仮入力 Usl(k)は、等価制御入力 Ueq(k)と 到達則入力 Urch(k)の和として算出される。
[0122] 等価制御入力 Ueq(k)は、式 2— 23に従って算出される。また、 clは、前記したよう に外乱およびモデル化誤差を補償するための外乱推定値である。
[0123] 到達則入力 Urch(k)は状態量を切換線上にのせる値であり、式 2— 24に従って算 出される。同式において Krchは所定の到達則ゲイン (フィードバックゲイン）であり、 σ (k)は式 2— 25のように定義される切換関数、式 2— 25の Ecain(k)は、式 2— 26によつ て算出される追従誤差を示す。
[0124] 以上の式 2— 22から式 2— 27は、以下のように導出される。即ち、先ず、仮入力 Usl (k)を入力とし、位相 Cain_estを出力とする系として定義すると共に、離散系モデルとし てモデル化すると、先の式 2— 11が得られる。式 2— 11は、仮入力 Usl(k)と位相 Cain の間の動特性を定義したものに相当する。
[0125] 次いで、式 2— 11におけるモデルパラメータと外乱推定値を、モデルパラメータスケ ジユーラ 104により算出された値に置き換えたモデルを考え、そのモデルに基づいて 位相 Cainが位相目標値 Cain_cmdに追従するように目標値フィルタ型の 2自由度スラ イデイングモード制御理論を適用すると、上記した式 2— 22から式 2— 27が得られる
[0126] 上記した 2自由度応答指定型スライディングコントローラ (線形コントローラ 110)の 制御アルゴリズムによれば、位相 Cainを位相目標値 Cain_cmdに、外乱を抑制しつつ 、高精度で追従させることができる。具体的には、式 2— 27において目標値フィルタ 係数 POLE_f¾r前記した範囲で任意に設定することにより、追従性を自在に指定する こと力 Sできる。
[0127] また、式 2— 22から式 2— 26に示される制御アルゴリズムでは、外乱推定値によつ て外乱とモデルィ匕誤差の影響を抑制できると共に、切換関数設定パラメータを前記 した範囲で任意に設定することにより、追従挙動および外乱抑制能力を自在に指定 すること力 Sできる。
[0128] 図 22フロ一.チャートにあっては次いで S202に進み、図示の式に従ってリフト制御 を実行する。
[0129] S202のリフト制御および S204の圧縮比制御にあっては、上記した 2自由度スライ デイングモード制御に代え、その簡易型の制御を用いる。尚、 S202のリフト制御およ び S204の圧縮比制御にあっては、 目標値に対するオーバーシュートの発生による ピストン 26と吸気バルブ 20の干渉を防止するように指令値が算出される。
[0130] 以下説明すると、先ず、 S202において図示の式 (a)から（d)に基づいてリフト指令 値 (操作量) LLLiftinを算出する。 [0131] 簡易型の 2自由度スライディングモードにあっては、先ず式 (d)に示す如ぐ 目標値 追従応答指定パラメータ pole_f_lf¾r用い、一次遅れフィルタアルゴリズムにより、リフト 目標値のフィルタ値 Liftin_cmd_f(k)が算出される。 目標値追従応答指定パラメータ pol e_f_lfは前記した目標値フィルタ係数と同一であって、制御量の目標値に対する追従 速度を規定し、図示の如 _ 1より大きぐ 0より小さい値に設定される。
[0132] 次いで、式 (c)に示す如ぐリフト検出値 Liftin(k)からリフト目標値のフィルタ値 Liftin_ Cmd_f(k)を減算して偏差 EJf(k)を算出し、次いで式 (b)に示す如 偏差の前回値に 外乱抑制応答指定パラメータ pole_lf¾r乗じ、よって得た積を偏差の今回値に加算して 切換関数 σ _lf(k)を算出する。外乱抑制応答指定パラメータ polejfは前記した切換関 数設定パラメータと同一であって外乱が印加されたときの偏差 EJfの収束速度を規定 し、図示の如ぐ—1より大きぐ 0より小さい値に設定される。
[0133] 次いで、式（a)に示す如ぐ切換関数 σ _1ί¾ に第 1のフィードバックゲイン Krchjfの 負値を乗じて得た積から、切換関数 σ _lf(k)の積分値に第 2のフィードバックゲイン Ka dp_lf¾r乗じて得た積が減算され、リフト指令値 (操作量) U丄 iftinが算出される。
[0134] 式 (a)において、右辺の第 1項は前記した到達則入力であり、図示のように切換関 数の比例項として算出される。また、右辺の第 2項は、定常偏差を抑制しつつ、状態 量を切換線上にのせるための適応則入力であり、図示のように切換関数の積分項と して算出される。尚、第 1、第 2のフィードバックゲインは、シミュレーションや実験など によって設定された値である。
[0135] 同時に、算出されたリフト指令値に基づいて可変リフト機構 40の電動モータ 40dを 動作させてリフト制御を実行する。
[0136] 次いで S204に進み、同様に図示の式 (a)から（d)に基づいて圧縮比指令値 (操作 量) U_Crを算出し、算出された圧縮比指令値に基づいて可変圧縮比機構 44の油圧 機構 44eを動作させて圧縮比制御を実行する。
[0137] 尚、 S204における指令値の算出自体は、添え字が相違するのみで、 S202のそれ と異ならないので、説明は省略する。
[0138] 図 6フロー ·チャートの説明に戻ると、次いで S12に進み、燃料制御を実行する。
[0139] これは具体的には、エアフローメータ 68の出力を CRK信号ごとにサンプルして吸 気量 GcyLaftnを算出する（尚、脈動の影響を排除するために、算出値を TDC区間で 平均した値を用いる）。次いで算出された吸気 GcyLaftnと検出されたアクセル開度 A Pとから予め設定された特性を検索し、理論空燃比となるように燃料噴射量を算出し 、算出された燃料噴射量に基づいてインジヱクタ 16を駆動する。
[0140] 次いで S14に進み、点火制御を実行する。
[0141] 図 23は、その処理を示す、図 21に類似する、サブ'ルーチン'フロ一.チャートであ る。
[0142] 以下説明すると、 S300において同様に可変リフト機構 40などの 3種の機構の中の 少なくともいずれかが故障か否か判断し、肯定されるときは S302に進み、図 21を参 照して説明した制御に類似する、簡易型の 1自由度スライディングモード制御に従つ てフェールセーフ時の NE制御を実行する。
[0143] 尚、 S302の処理は、フェールセーフ時は動弁系でトルク制御ができないため、ェン ジン回転数 NEを一定に保つように点火時期を決めることによってトルクを制御するこ とを意図する。
[0144] 以下説明すると、先ず、式 (c)に示す如ぐエンジン回転数検出値 NE(k)から目標ェ ンジン回転数 NE_fs (例えば 2000i"pm)を減算して偏差 Enfs(k)を算出し、次レ、で式（b )に示す如ぐ偏差の前回値に応答指定パラメータ pole##を乗じ、よって得た積を偏 差の今回値に加算して切換関数 σ ##(k)を算出する。
[0145] 次いで、式（a)に示す如ぐ切換関数 σ iW(k)に第 1のフィードバックゲイン KrcWWを 乗じて得た積から、切換関数の積分値に第 2のフィードバックゲイン Kadpttを乗じて得 た積を減算して得た差を、フェールセーフ用基準点火時期 Ig_fsのベース値 Ig_fs_base 力も減算してフェールセーフ用基準点火時期 Ig_fsを算出する。
[0146] 次いで S304に進み、算出されたフェールセーフ用基準点火時期を点火指令値 Igl ogとする。
[0147] 他方、 S300で否定されるときは S306に進み、エンジン 10が始動中か否か判断し 、肯定されるときは S308に進み、始動用点火時期 Ig_crkを点火指令値 Iglogとする。
[0148] S306で否定されるときは S310に進み、検出されたアクセル開度 APが全閉開度か 否か判断し、否定されるときは運転者による駆動要求がなされたと判断されることから 、 S312に進み、通常制御、即ち、検出されたエンジン回転数 NEと先に算出された 吸気量 GcyLaftnとから適宜な特性（図示せず）に従って点火指令値 Iglogを算出する。
[0149] S310で肯定されるときは S314に進み、触媒装置 36の暖機時間が経過したか否 か判断し、肯定されるときは S312に進むと共に、否定されるときは S316に進み、 S3 02の処理と同様に簡易型のスライディングモード制御に従って点火時期のフィード バック制御を実行する。
[0150] 即ち、式 (c)に示す如ぐエンジン回転数検出値 NE(k)から目標エンジン回転数 NE_ ast (例えば 1500rpm)を減算して偏差 Enast(k)を算出し、次いで式 (b)に示す如ぐ 偏差の前回値に応答指定パラメータ pole#を乗じ、よって得た積を偏差の今回値に加 算して切換関数 σ #(k)を算出する。
[0151] 次いで、式（a)に示す如ぐ切換関数 <j #(k)に第 1のフィードバックゲイン Krch#を乗 じて得た積から、切換関数の積分値に第 2のフィードバックゲイン Kadp#を乗じて得た 積を減算して得た差を、始動後基準点火時期 ig_astのベース値 Ig_aSt_baSeから減算し て始動後基準点火時期 Ig_ast (例えば 5度）が算出される。次いで S318に進み、算出 された始動後基準点火時期を点火指令値 Iglogとする。
[0152] 上記の如ぐこの実施例に係るプラントの制御装置にあっては、線形要素と非線形 要素とを含んだエンジン 10の可変位相機構（プラント） 42について、前記線形要素 に基づいた応答指定型制御アルゴリズム（より具体的には 2自由度応答指定型スライ デイングモード制御アルゴリズム）に従って前記プラントの出力 Cainを位相目標値（目 標値） Cain_cmdに収束させる仮入力 Uslを算出する線形コントローラ (線形制御器） 11 0と、前記仮入力と前記プラントの前記非線形要素の特性を相殺するように設定され た非線形補償器（図 14のテーブル特性） 112に基づレ、て制御入力 Ucainを算出する プラントの制御装置におレ、て、前記線形要素のみから構成される制御対象モデル（ 推定モデル。式 2— 1、式 2— 11、式 3— 1) 114aによって算出された前記プラントの 出力推定値 Cain_estと、前記プラントの出力検出値 Cainの誤差 e_nlとに基づいて前記 非線形補償器 112を修正する非線形特性適応器 (修正手段） 114とを備える如く構 成した。尚、線形コントローラ 110などは、実際には ECU80が行う処理である。
[0153] これにより、可変位相機構 (プラント) 42の非線形特性が製造バラツキや経年変化 などによって変化した場合にも、非線形補償器 112によって精度良く非線形特性の 補償を行うことができ、高精度かつ高応答にプラント出力 Cainをその目標値 Cain_cmd へ制御することができる。
[0154] また、前記非線形特性適応器 (修正手段） 114は、前記出力推定値 Cain_estと前記 出力検出値 Cainの誤差 e_nlがゼロとなるように応答指定型制御アルゴリズムによって 前記非線形補償器 112を修正する如く構成したので、上記した効果に加え、オーバ シュートを生じることな 非線形補償器 112の修正を速やかに行うことができるため 、より制御性を向上させることができる。
[0155] また、前記可変位相機構 (プラント) 42に印加される外乱の推定値 clを算出する手 段 (線形コントローラ 110、より具体的にはそれを構成する適応外乱オブザーバ 102) を備えると共に、前記非線形特性適応器 (修正手段） 114は、前記推定値 Cain_estを 、前記制御入力（Ucain)から前記外乱推定値 clに関わる項を差し引いた値（関係す る項を消去して得られた値) Uestに基づいて算出する（式 2— 19)如く構成したので、 上記した効果に加え、適応外乱オブザーバ 102による外乱の推定値 clによる外乱補 償と非線形特性適応器 114の修正が干渉することがないため、プラント出力 Cainが 目標値 Cain_cmdに対しオーバシュート特性を示すことを防止することができ、さらに 制御性を向上させることができる。
[0156] また、前記プラントは、エンジン（内燃機関） 10の吸気バルブ 20の位相を可変に調 節する可変位相機構 42である如く構成したので、上記した効果に加え、オーバシュ ートを生じることなぐ吸気バルブ 20の位相を目標位相へ高精度かつ高応答に制御 すること力 Sできる。
実施例 2
[0157] 図 24は、この発明の第 2実施例に係るプラントの制御装置の制御系を模式的に示 す、図 19と同様のブロック図である。
[0158] 第 1実施例に係る制御装置にあっては、非線形特性適応器 114における制御対象 モデル 114aの出力 Cain_estが外乱推定値 clに基づいた入力によって影響を受け、 誤った偏差 e_nlを生じてしまうことを防止するため、制御対象モデル 114aへの入力か ら外乱推定値入力 clに関係する項を消去することによって対応していた。これは、実 際の制御対象モデルには外乱が印加させる力 制御対象モデル 114aには外乱が 印加されないという不一致を解消するための対応であった。
[0159] これに着目すると、図 24に示すように、非線形特性適応器 114における制御対象 モデル 114aに実際の制御対象と同等の推定外乱を印加することによつても、同様の 効果を実現できることが分かる。即ち、非線形特性適応器 114における制御対象モ デル 114aを、適応外乱オブザーバ 102で推定された外乱推定値 clを用いて以下の ように変更する。
[数 24]
Cain— est(k) = alsc Cain(k- 1 ) + a 2 sc Cain(k- 2) + blsc Usl(k- 1 ) + b 2 sc Usl(k— 2) + cl (k)
(3-1)
[0160] このモデルでは、外乱の影響が考慮されているため、前述のように入力から外乱推 定値に関わる項を消去する必要がなくなる。以下にその演算式を示す。
[0161] 非線形補償器 112の演算式は以下の通りである。
ほ 5]
Ucain(k) = dUcain(k) + Cnl adp(k) (3-2) dUcain(k) = Fnl(dUsl(k)) ( 3 _ 3 ) dUsl(k) = Usl(k) - Cnl— adp(k) (3-4)
[0162] また、非線形特性適応器 114の演算式は以下の通りである。
[数 26]
Cnl adp(k) Cnl_base+ Dcnl(k) (3-5)
Dcnl(k) = Krch cnl ocnl(k) + Kadp cnl sum—ocnl(k、 ( 3— 6 ) ocnl(k) = e一 nl(k) + POLE— cnl e— nl(k -1) (3-7)
e_nl(k) = Cain— est(k)― Cain(k) ( 3 _ 8 )
Cain est(k) = a 1 sc Cain(k- 1 ) + a 2 sc Cain(k- 2) + b 1 sc Usl(k- 1 ) + b 2 sc Usl(k- 2) + c 1 (k)
(3-9)
[0163] さらに、線形コントローラ（2自由度応答指定型コントローラ） 110の特性は以下の通 りである。 [0164] ほ 7]
Usl(k) = Ueq(k) + Urch(k) (3-10) 等価制御入力
1
Ueq(k) = -{Π-al sc(k) - POLE) CAIN(k) + (POLE- a 2sc(k)) CAI (k- 1 )
blsc(k)
-b2sc(k)Usl(k-l)-cl(k)
+ CA IN_cmd_f(k) + (POLE- 1 ) CAIN_cmd_f(k- 1 ) - POLE CAIN一 cmd一 f(k- 2)} 到達則入力 (3-1 1)
Urch(k) = --^-a(k) (3-12) blsc(k) 切換関数
び (k) = Ecain(k) + POLE Ecain(k - 1 ) (3— 13)
Ecain(k) = CAIN(k)- CAIN_cmd_f(k- 1 ) (3— 14) 目標値フィルタ
CAIN_cmd_f(k) = -POLE— f CAIN一 cmd— f(k_ 1) + (1 + POLE一 f) CAIN_cmd(k)
(3-15)
Krch フィー
POLE 切換関数設定パラメータ
POLE f 目標値フィルタ係数 尚、 -1く POLE— fく P0LE<0
[0165] また、適応外乱オブザーバ 102の特性は以下の通りである。
[0166] ほ 8]
Pdov
cl(k) = cl(k-l)- e aovfk) (3-16)
1 + Pdov e— dov(k) = CAIN(k) - CAIN_hat(k)
CAIN_hat(k) = 9T(k)C(k)
Figure imgf000032_0001
0T(k) = [al sc(k) a 2 sc(k) b 1 sc(k) b 2 sc(k) cl(k-l)]
ζτ (k) = [CAIN(k- 1) CAIN(k- 2) Usl(k- l)Usl(k- 2) 1] (3-1 9)
[0167] さらに、モデルパラメ一タスケジ: -ラ 104の演算式は以下の通りである。
ほ 9] al sc(k) <- al sc map(k) ( 3— 2 0 ) a2sc(k) <r- a2sc_map(k) ( 3— 2 1 ) blsc(k) <- b\ sc— map(k) x bsc(k) ( 3— 2 2 ) b2sc(k) - b2sc_map(k) x Kbsc(k) ( 3— 2 3 )
[0168] 尚、第 2実施例に係るプラントの制御装置の動作にあっては、図 22の S200におレヽ て式 3— 2以降を用いて位相指令値 (制御入力） U_cainが演算されることになる。
[0169] 上記した如ぐ第 2実施例に係るプラントの制御装置にあっては、前記可変位相機 構 (プラント) 42に印加される外乱の推定値 clを算出する手段 (線形コントローラ 110 、より具体的にはそれを構成する適応外乱オブザーバ 102)を備えると共に、前記非 線形特性適応器 (修正手段） 114は、前記推定値 Cain_estを、前記外乱の推定値 cl を用いて算出する如く構成したので、同様に、外乱の推定値 clによる外乱補償と非 線形特性適応器 114の修正が干渉することがないため、プラント出力が目標値に対 しオーバシュート特性を示すことを防止することができ、さらに制御性を向上させるこ とができる。即ち、この第 2実施例に係るプラントの制御装置にあっても、第 1実施例 の装置と同じ制御結果（図 20に示す）を得ることができる。尚、図示の構成において も、線形コントローラ 110などは実際には ECU80が行う処理である。
実施例 3
[0170] 図 25は、この発明の第 3実施例に係るプラントの制御装置の制御系を模式的に示 す、図 19と同様のブロック図である。
[0171] 第 1、第 2実施例に係る制御装置は、可変位相機構 42ば力りではなぐ例えば、可 変圧縮比機構 44への適用も可能である。図 2に関して前述した通り、 4節リンク式の 可変圧縮比機構 44にあっては、図 2の可動シャフト 44c2を油圧機構 44eにより回転 させることにより、圧縮比を増減させる。
[0172] このとき、油圧機構 44eの制御入力 Ucrに対する発生力 Fcrの特性は図 26のような 非線形なものとなる。図 2に示す可変圧縮比機構 44の可動シャフト 44c2を回転させ るためには、大きな Fcrが必要となる。その結果、高圧の油圧が使用されるため、制御 バルブ（図示せず）の内部の油路の微小な開度変化時 (+/-方向切換え時）に、図 26 に示す如ぐ Fcrが急激に変化する特性となっている。 [0173] 故に、可変圧縮比機構 44も、図 26の特性を表した非線形要素と線形要素 (遅れ要 素)によってモデル化することができ、図 25に示す如ぐ第 1あるいは第 2実施例で述 ベた制御系によって制御を行うことが可能となる。その場合、非線形補償器 112にお レ、て使用されるべき非線形テーブルは図 27に示すようになる。尚、演算式について は、第 1あるいは第 2実施例で用いた式において Cainを Crと書き換えれば良い。
[0174] 第 3実施例においても、図 25に示す制御系を用いることで、飛躍的に制御性を向 上させることができる。
[0175] 上記の如ぐ第 3実施例に係るプラントの制御装置にあっては、線形要素と非線形 要素とを含んだエンジン 10の可変圧縮比機構（プラント） 44について、前記線形要 素に基づいた応答指定型制御アルゴリズム（より具体的には 2自由度応答指定型ス ライディングモード制御アルゴリズム）に従って前記プラントの出力 Crを圧縮比目標値 (目標値） Cr_cmdに収束させる仮入力 Uslを算出する線形コントローラ (線形制御器） 1 10と、前記仮入力と前記プラントの前記非線形要素の特性を相殺するように設定さ れた非線形補償器（図 27のテーブル特性） 112に基づレ、て制御入力 Ucrを算出する プラントの制御装置におレ、て、前記線形要素のみから構成される制御対象モデル（ 推定モデル。式 2— 1、式 2— 11、式 3— 1) 114aによって算出された前記プラントの 出力推定値 Cr_estと、前記プラントの出力検出値 Crの誤差 e_nlとに基づいて前記非 線形補償器 112を修正する非線形特性適応器 (修正手段） 114とを備える如く構成 した。尚、同様に、線形コントローラ 110などは実際には ECU80が行う処理である。
[0176] これにより、可変圧縮比機構 (プラント) 44の非線形特性が製造バラツキや経年変 化などによって変化した場合にも、非線形補償器 112によって精度良く非線形特性 の補償を行うことができ、高精度かつ高応答にプラント出力 その目標値 Cr_Cmdへ 制御することができる。
[0177] また、前記非線形特性適応器 (修正手段） 114は、前記出力推定値 Cr_estと前記出 力検出値 Crの誤差 e_nlがゼロとなるように応答指定型制御アルゴリズムによって前記 非線形補償器 112を修正する如く構成したので、上記した効果に加え、オーバシュ ートを生じることなぐ非線形補償器 112の修正を速やかに行うことができるため、より 制御性を向上させることができる。 [0178] また、前記可変位相機構 (プラント) 42に印加される外乱の推定値 clを算出する手 段 (線形コントローラ 110、より具体的にはそれを構成する適応外乱オブザーバ 102) を備えると共に、前記非線形特性適応器 (修正手段） 114は、前記出力推定値 Cr_es tを、前記制御入力（Ucr から前記外乱推定値 clに関わる項を差し弓 Iいた値（関係す る項を消去して得られた値) Uestに基づいて算出する（式 2_ 19)如く構成したので、 上記した効果に加え、適応外乱オブザーバ 102による外乱の推定値 clによる外乱補 償と非線形特性適応器 114の修正が干渉することがないため、プラント出力 が目 標値 Cr_cmdに対しオーバシュート特性を示すことを防止することができ、さらに制御 性を向上させることができる。
[0179] また、前記プラントは、エンジン（内燃機関） 10の圧縮比を調節する可変圧縮比機 構 44である如く構成したので、第 1、第 2実施例で述べた効果に加え、圧縮比の増減 切換え時において、圧縮比を急激に変化させてしまうことなぐ圧縮比が滑らかに変 化するように制御することができる。
[0180] 尚、第 3実施例においては第 1あるいは第 2実施例と組み合わせ、可変位相機構 4 2と可変圧縮比機構 44の両方を上記した制御系で制御するようにしても良い。
[0181] また、上記において、非線形特性補正値を簡易型スライディングモードアルゴリズム を用いた式によって算出したが、それに代え、他のバックステッピング制御アルゴリズ ムあるいは PID制御などを用いても良い。
[0182] また、上記においてリフト制御あるいは点火時期制御に簡易型のスライディングモ ード制御を用いたが、他のスライディングモード制御を用いてもよぐさらには適応制 御あるいは PID制御などの他の制御アルゴリズムを用いても良い。
[0183] また、上記において可変リフト機構、可変位相機構あるいは可変圧縮比機構も、図 示のものに限られるものではない。
産業上の利用可能性
[0184] この発明によれば、線形要素に基づいた制御アルゴリズムに従ってプラントの出力 を目標値に収束させる仮入力 Uslを算出する線形制御器と、仮入力とプラントの非線 形要素の特性を相殺するように設定された非線形補償器に基づいて制御入力 Ucain , Ucrを算出するプラントの制御装置において、線形要素のみから構成される推定モ デルによって算出されたプラントの出力推定値 Cain_estとプラントの出力検出値 Cain の誤差 e_nlとに基づいて非線形補償器を修正する修正手段とを備える如く構成した ので、プラントの非線形特性が製造バラツキや経年変化などによって変化した場合に も、非線形補償器によって精度良く非線形特性の補償を行うことができ、高精度かつ 高応答にプラント出力をその目標値へ制御する制御装置を提供することができる。

Claims

請求の範囲
[1] 線形要素と非線形要素とを含んだプラントについて、前記線形要素に基づいた制 御アルゴリズムに従って前記プラントの出力を目標値に収束させる仮入力 Uslを算出 する線形制御器と、前記仮入力と前記プラントの前記非線形要素の特性を相殺する ように設定された非線形補償器に基づいて制御入力 Ucain, Ucrを算出するプラント の制御装置において、前記線形要素のみから構成される推定モデルによって算出さ れた前記プラントの出力推定値 Cain_estと、前記プラントの出力 Cainの誤差 e_nlとに基 づいて前記非線形補償器を修正する修正手段とを備えたことを特徴とするプラントの 制御装置。
[2] 前記修正手段は、前記推定値 Cain_estと前記出力 Cainの誤差 e_nlがゼロとなるよう に応答指定型制御アルゴリズムによって前記非線形補償器を修正することを特徴と する請求項 1記載のプラントの制御装置。
[3] 前記プラントに印加される外乱の推定値 clを算出する手段を備えると共に、前記修 正手段は、前記推定値 Cain_estを、前記制御入力 Ucain, Ucrから前記外乱の推定値 clに関わる項を差し弓 Iいた値 Uestに基づいて算出することを特徴とする請求項 1また は 2記載のプラントの制御装置。
[4] 前記プラントに印加される外乱の推定値 clを算出する手段を備えると共に、前記修 正手段は、前記推定値 Cain_estを、前記外乱の推定値 clを用いて算出することを特 徴とする請求項 1または 2記載のプラントの制御装置。
[5] 前記プラントは、内燃機関の吸気バルブの位相を可変に調整する可変位相機構で あることを特徴とする請求項 1から 4のいずれかに記載のプラントの制御装置。
[6] 前記プラントは、内燃機関の圧縮比を調整する可変圧縮比機構であることを特徴と する請求項 1から 5のいずれかに記載のプラントの制御装置。
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