JP2003035183A - エンジンの空燃比制御装置 - Google Patents
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Abstract
フィードバック制御において無駄時間を有するプラント
を制御対象としてフィードバックゲインを大きくとって
も振動的にならないようにする。 【解決手段】 排気の空燃比を検出する空燃比検出手段
(16)と、燃料供給により定まる空燃比が前記空燃比
検出手段により検出されるまでの無駄時間を、スミス法
に外乱補償器を加えることにより補償する無駄時間補償
手段(35)と、この無駄時間補償手段により無駄時間
の補償された空燃比が目標空燃比と一致するようにスラ
イディングモード制御を用いた空燃比のフィードバック
制御を燃料供給量の増減で行う空燃比フィードバック制
御手段(22)とを備える。
Description
御装置、特にスライディングモード制御を空燃比のフィ
ードバック制御に応用するものに関する。
サにより検出される検出空燃比が目標空燃比と一致する
ように空燃比のフィードバック制御を行う場合、古典制
御の一つであるPID制御が広く用いられている。
D制御ではエンジンコントローラの入力に実際に観測さ
れる値を用いるため制御応答性及びロバスト性に限界が
あることから、最近になって現代制御の一手法であるス
ライディングモード制御をフィードバック制御に用いる
方法が脚光を浴びている。
したようにシステム(系)の誤差の状態量を非線形入力
を与えてまず切換関数上に落ち着かせ、その後に線形入
力により切換関数上を滑らせながら(スライディング状
態)位相平面の原点へと収束させようとするものであ
る。誤差の状態量が原点に収束したとき状態変数が目標
値に収束する。スライディングモード制御の特徴として
誤差の状態量が切換関数上にのってしまえばPID制御
を用いる場合よりもロバスト性が非常にあることが知ら
れている。
についての公知文献(例えば野波健蔵他著『スライディ
ングモード制御』コロナ社発行参照)をみても理論的な
説明が主であり、空燃比のフィードバック制御に適用し
た具体例を記載してはいない。
フィードバック制御に適用できれば、古典的PID制御
を用いる場合よりもロバスト性を向上できることにな
る。
て空燃比フィードバック制御への適用を試みたわけであ
るが、この場合に本願の発明者は先にエンジンの排気系
及び前記空燃比センサの動特性を離散系2次の伝達関数
で記述できることを提案していることから(特開200
0−291484号公報参照)、この離散系2次の伝達
関数に基づいて離散系2次の状態方程式を作成し、この
離散系2次の状態方程式に基づいてスライディングモー
ド制御を行い空燃比操作量を演算することが考えられ
る。
燃料供給を行ってからその供給燃料により定まる空燃比
が空燃比検出手段により実空燃比として検出されるまで
に大きな無駄時間が存在するためにフィードバックゲイ
ンを大きくすると応答が振動的になりやすい。
比が空燃比検出手段により検出されるまでの無駄時間
を、スミス法に外乱補償器を加えることにより補償する
無駄時間補償手段を設け、この無駄時間補償手段により
無駄時間の補償された空燃比が目標空燃比と一致するよ
うにスライディングモード制御を用いた空燃比のフィー
ドバック制御を燃料供給量の増減で行うことにより、フ
ィードバックゲインを大きくとっても振動的にならない
ようにすることを目的とする。
フィードバック制御に適用するとともに、無駄時間を補
償するようにした先行技術として特開平2000−17
9384号公報がある。この先行技術では排気通路の触
媒の上流側と下流側に空燃比センサを備え、触媒下流側
空燃比センサにより検出される空燃比が所定値になるよ
うな触媒上流側空燃比センサの目標値をスライディング
モード制御によって求め、触媒上流側空燃比センサによ
り検出される空燃比がこの目標値となるようにスライデ
ィングモード制御を用いたフィードバック制御を行うと
ともに、触媒下流側空燃比センサにより検出される空燃
比が前記所定値になるようフィードバック制御するため
に触媒上流側空燃比センサと触媒下流側空燃比センサの
間の系(触媒内の空燃比動特性)を離散系2次でモデル
化し触媒上流側空燃比センサの値に基づいて触媒下流側
空燃比センサの無駄時間経過後の出力を予測することに
より、2つの空燃比センサ間の無駄時間を補償してい
る。
空燃比誤差をメモリしておいて予測空燃比を算出するも
のに過ぎず、スミス法に外乱補償器を加えることにより
無駄時間を補償する本願発明とは技術的思想が異なって
いる。
いるのは触媒前後の空燃比センサの間だけである。すな
わち燃料噴射から触媒上流側空燃比センサまでの無駄時
間の補償を基本的に行っておらずこの部分のフィードバ
ック制御をPIDまたはSTR(SeIf Tunin
g Regulater:自己適応制御)により行って
いる。このため無駄時間の影響が特に大きいアイドル状
態付近の低空気流量域では無駄時間の補償を何らかの方
法で行わない限りフィードバックゲインを大きくできな
い。
燃比を検出する空燃比検出手段と、燃料供給により定ま
る空燃比が前記空燃比検出手段により検出されるまでの
無駄時間を、スミス法に外乱補償器を加えることにより
補償する無駄時間補償手段と、この無駄時間補償手段に
より無駄時間の補償された空燃比が目標空燃比と一致す
るようにスライディングモード制御を用いた空燃比のフ
ィードバック制御を燃料供給量の増減で行う空燃比フィ
ードバック制御手段とを備える。
外乱補償器が伝達関数表示で1である。
燃比検出手段と、制御対象プラント(実際のエンジン)
の排気系及び前記空燃比検出手段の動特性を無駄時間を
有する離散系2次の伝達関数で近似しシリンダ吸入空燃
比のステップ応答よりARXモデルで同定することによ
りこの無駄時間を有する離散系2次の伝達関数を設定す
る手段と、この無駄時間を有する離散系2次の伝達関数
を制御対象プラントについての無駄時間を有する離散系
2次の状態方程式に変換する手段と、プラントモデル
(無駄時間のない仮想のエンジン)の排気系及び前記空
燃比検出手段の動特性を無駄時間のない離散系2次の伝
達関数で近似しシリンダ吸入空燃比のステップ応答より
ARXモデルで同定することによりこの無駄時間のない
離散系2次の伝達関数を設定する手段と、この無駄時間
のない離散系2次の伝達関数をプラントモデルについて
の無駄時間のない離散系2次の状態方程式に変換する手
段と、スミス法に外乱補償器を加えて無駄時間補償を行
った状態方程式を前記制御対象プラントについての無駄
時間を有する離散系2次の状態方程式の状態変数matx
(n)と前記プラントモデルについての無駄時間のない離
散系2次の状態方程式の状態変数matxM(n)とモデル無
駄時間dMとに基づいて演算する手段と、このスミス法
に外乱補償器を加えて無駄時間補償を行った状態方程式
の状態変数matxhat(n)と目標値の状態量matθ(n)の
差を誤差の状態量mate(n)として演算する手段と、こ
の誤差の状態量mate(n)に切換関数ゲインmatSを乗算
して状態量σ(n)を演算する手段と、この切換関数ゲイ
ンの乗算された状態量σ(n)に基づいて非線形入力unl
(n)を演算する手段と、同じくこの切換関数ゲインの乗
算された状態量σ(n)に基づいて線形入力ueq(n)を演
算する手段と、これら非線形入力と線形入力の和を総制
御入力usl(n)として算出する手段と、この総制御入力
に基づいて燃料供給量のフィードバック制御を行う手段
とを備える。
外乱補償器が伝達関数表示で1である。
おいて前記プラントモデルについての無駄時間のない離
散系2次の状態方程式よりシリンダ吸入空燃比CYLA
Fに基づいて状態量を演算する。
燃料供給量を空燃比フィードバック補正値ALPHAま
たは空燃比学習値KBLRCで修正する手段を備える場
合に、前記シリンダ吸入空燃比CYLAFを前記空燃比
フィードバック補正値ALPHAまたは空燃比学習値K
BLRCで修正された燃料供給量TIPSCYLに基づ
いて演算する。
おいて前記プラントモデルについての無駄時間のない離
散系2次の状態方程式をシリンダ吸入空気量Qcに応じ
て多段階(例えば8段階程度)に切換える。
おいて前記モデル無駄時間dMをシリンダ吸入空気量Q
cに応じて演算する。
モデル無駄時間dMがシリンダ吸入空気量Qcに応じて
多段階(例えば8段階程度)に変化する値である。
記モデル無駄時間dMが大きくなる側へと切換わる場合
に、モデル無駄時間dMが大きくなる側へと切換わった
タイミングより切換後の運転領域に対応する無駄時間d
Mが経過する直前まで前記スミス法に外乱補償器を加え
ての無駄時間補償を行わない。
よれば、燃料供給により定まる空燃比が空燃比検出手段
により検出されるまでの無駄時間を、スミス法に外乱補
償器を加えることにより補償する無駄時間補償手段を設
け、この無駄時間補償手段により無駄時間の補償された
空燃比が目標空燃比と一致するようにスライディングモ
ード制御を用いた空燃比のフィードバック制御を燃料供
給量の増減で行うようにしたので、無駄時間を有するプ
ラントを制御対象としてフィードバックゲインを大きく
とっても空燃比が振動的になることがなく、かつ無駄時
間の影響が特に大きいアイドル状態付近の低空気流量域
においても先行技術と相違してフィードバックゲインを
大きくできる。
料供給手段の個体差により誤差が生じるが、こうした個
体差による誤差は燃料供給量を空燃比フィードバック補
正値や空燃比学習値で修正する手段により解消される。
従って空燃比フィードバック補正値または空燃比学習値
で修正された燃料供給量に基づいてシリンダ吸入空燃比
を演算するようにした第6の発明によれば制御対象エン
ジンの個体差による誤差をなくすことができる。
する空燃比の動特性はエンジン負荷及びエンジン回転速
度によって変化するため1つの状態方程式だと全ての運
転領域に最適とならないのであるが、プラントモデルに
ついての無駄時間のない離散系2次の状態方程式を負荷
と回転速度によって定まるシリンダ吸入空気量により多
段階に切換えるようにした第7の発明によれば、負荷及
び回転速度から定まるどのような運転条件でもプラント
モデルについての無駄時間のない離散系2次の状態方程
式を最適に与えることができる。またこれにより空燃比
フィードバック制御を固定時間間隔で実行した場合で
も、単位時間当たりの燃焼回数の影響を排除できる。
トの実際の無駄時間に近い値を推定できる。
る場合にもスミス法に外乱補償器を加えての無駄時間補
償を継続するとフィードバックの過補正による空燃比変
動が生じるのであるが、第10の発明によれば過補正の
原因となるスミス法に外乱補償器を加えての無駄時間補
償を行わないことにしたので、モデル無駄時間が大きく
なる側へと切換わる場合に発生していたフィードバック
の過補正による空燃比変動を抑えることができる。
実施の形態について説明する。
である。同図において1はエンジン本体、2は吸気通
路、3は排気通路、4はスロットル弁、5は燃料噴射
弁、6は点火プラグである。
噴射時期、点火プラグ6による火花点火の時期を運転条
件に応じて制御するためエンジンコントローラ11を備
える。エンジンコントローラ11にはクランク角センサ
(ポジションセンサ12と位相センサ13からなる)か
らの信号、エアフローメータ14からの吸入空気流量の
信号が、水温センサ15からの信号などと共に入力し、
これら信号に基づいて燃料噴射弁5からの燃料噴射量、
噴射時期を制御し、また点火プラグ6による火花点火の
時期を制御する。
機能を有し触媒雰囲気が理論空燃比付近のときにNO
x、HC、COを同時に浄化する三元触媒7を備える。
この三元触媒7の酸素ストレージ量が飽和量に達したり
酸素を全く保持しない状態となったりしてしまうとH
C、CO、NOxを効率よく浄化できなくなるため、エ
ンジンコントローラ11では触媒7の酸素ストレージ量
を演算し、触媒7の転換効率を最大に保つべく触媒7の
酸素ストレージ量が一定となるように触媒7の上流側に
設けた広域空燃比センサ16の出力と触媒7の下流側に
設けたO2センサ17の出力とに基づいてエンジンの空
燃比制御を行う。
細は特願2000−38688号参照)。すなわちエン
ジンコントローラ11は触媒7に流入する排気の空燃比
とエンジンの吸入空気量に基づき触媒7の酸素ストレー
ジ量を推定演算するが 、このとき酸素ストレージ量の
演算を高速成分HO2と低速成分LO2とで分けて行
う。具体的には酸素吸収時は高速成分HO2が優先して
吸収し、高速成分HO2が吸収しきれない状態となった
ら低速成分LO2が吸収し始めるとして演算を行い、ま
た酸素放出時は低速成分LO2と高速成分HO2の比
(LO2/HO2)が一定割合AR以下の場合は高速成
分HO2から優先して酸素が放出されるとし、比LO2
/HO2が一定割合になったらその比LO2/HO2を
保つように低速成分LO2と高速成分HO2の両方から
酸素が放出されるとして酸素ストレージ量の演算を行
う。
速成分HO2が目標値よりも多いときは、エンジンの空
燃比をリッチ側に制御して高速成分HO2を減少させ、
目標値よりも少ないときは空燃比をリーン側に制御して
高速成分HO2を増大させる。
O2が目標とする値に保たれるので、触媒7に流入する
排気の空燃比が理論空燃比からずれたとしても、応答性
の高い高速成分HO2から直ちに酸素が吸収あるいは放
出されて触媒雰囲気が理論空燃比方向に修正され、触媒
7の転換効率が最大に保たれる。
酸素ストレージ量が実際の酸素ストレージ量とずれてく
るが、触媒7下流がリッチあるいはリーンになったタイ
ミングで酸素ストレージ量(高速成分HO2及び低速成
分LO2)のリセットを行うことで演算値と実際の酸素
ストレージ量とのずれを修正している。
空燃比を変化させ、こうして変化する目標空燃比が得ら
れるように空燃比のフィードバック制御を行うのである
が、本発明ではこの空燃比フィードバック制御にスライ
ディングモード制御を適用する。
ジンコントローラ11の制御ブロック図である。同図に
おいて目標空燃比演算部21では広域空燃比センサ16
及びO2センサ17の出力に基づいて前述のように触媒
7の酸素ストレージ量を最適化する空燃比を目標空燃比
TGABFとして演算する。
られるように従来はPID制御により空燃比フィードバ
ック補正値ALPHAを演算していたが、これに代えて
スライディングモードコントローラ(スライディングモ
ード制御部)22を設けている。このスライディングモ
ードコントローラ22が後述するようにして空燃比フィ
ードバック補正値ALPHAを演算する。そして燃料噴
射量演算部31では基本噴射パルス幅TP0から得られ
るシリンダ吸気量パルス幅TPに対してこの空燃比フィ
ードバック補正値ALPHAとこれ以外の各種補正を行
って次の式により燃料噴射パルス幅CTIを演算する。
そしてこの燃料噴射パルス幅CTIを用いて燃料噴射弁
5を間欠的に駆動する。
値、 スライディングモードコントローラ22は切換関数演算
部23、非線形入力演算部24、線形入力演算部25、
積分器26、加算器27、換算部28及び補正制限部2
9からなっている。スライディングモードコントローラ
22により実行されるこれらの制御内容は後述するフロ
ーチャート(図7参照)によりまとめて説明する。従っ
てここでは図2に示す個々のブロック23〜29の働き
の説明は省略する。
燃比フィドバック制御の考え方を詳述する。これは本願
の発明者が新たに創作したものである。
である。シリンダ内の空燃比は燃料量のフィードフォワ
ード制御により(例えば上記(補1)式のKATOHO
S、CHOSによる)目標空燃比となることが補償され
ているため排気のダイナミクス(ガス混合ダイナミクス
を含む)及び空燃比センサ16のダイナミクスを統合し
離散系2次で記述する。プラント(エンジン)の入力を
シリンダ内空燃比、出力を検出空燃比とすると、エンジ
ンの排気系及びセンサ16の動特性は次のように離散系
2次の伝達関数Geng(q)で表すことができる。
ような入出力信号ステップ応答よりARXモデルを用い
て同定することができる。ARXモデルによる同定手法
は一般的に知られており(例えば特開2000−291
484号公報参照)、ここでは説明を省略する。なお、
非線形性の強いエンジンのようなプラントにあっても運
転領域毎に空燃比ステップ応答を測定することにより運
転領域毎の伝達関数を同定することが可能である。
うに離散系2次の状態空間表現(状態方程式)で記述す
る。
り算出したシリンダ吸入空燃比、出力y(n)は広域空燃
比センサ16により検出される空燃比である。
使われる状態変数などは行列であるため記号を太字で記
載するのが一般的である。このため例えばx(n)が行列
(matrix)であるときは「matx(n)」のように「mat」
を記号の前に付けて行列であることを表現する。またn
は現時刻を、n+1は次の制御周期の時刻を表してい
る。
をm、出力の数をl(m、lは任意の正の整数)して記
載されるが、ここでは物理量として把握しやすいよう
(2a)、(2b)のように入力を2つ(m=2)、出
力を2つ(l=2)として状態方程式を記述している。
このとき状態変数matx(n)はx1(n)、x2(n)を2要
素とする列ベクトル、また出力maty(n)はy1(n)、y
2(n)を2要素とする列ベクトルでもある。実質的には
1出力となるように出力行列matCを定めている。すな
わち(2b)式よりy1(n)=x1(n)であるのに対して
y2(n)=0である。ここでy1(n)には検出空燃比AF
SAFを採用する。従ってまとめると次のようになる。
y1(n)=x1(n)=AFSAF …(補2) y2(n)=0 …(補3) また、(2a)式においてシステム行列matAの要素で
あるa1、a0、入力行列matBの要素であるb1、b0は
(1)式の伝達関数を決定する際に定まっている。
て、スライディングモード制御を用いて状態変数matx
(n)を状態空間内のある軌道に追従させるサーボ系問題
を考える。この離散系モデルの誤差の状態量mate(n)
を次のように状態変数matx(n)と軌道である目標値の
状態量matθ(n)の差で与える。
(=AFSAF)に対する目標値であるから、θ1(n)
は目標空燃比TGABFである。
義する。
誤差の状態量mate(n)の変化を位相平面上に示したも
のである。誤差の状態量mate(n)は、図中の切換関数
までの距離に応じた非線形入力の分で切換関数上に拘束
された後、線形入力である等価制御入力により切換関数
上を滑る(スライディング状態)ようにして位相平面の
原点へと収束する。これにより状態変数matx(n)を目
標値の状態量matθ(n)へと収束させることができる。
なお、S2が固定の場合、切換関数ゲインmatSの要素で
あるS1を大きくすれば直線の傾きが急になる(制御ゲ
インが大きくなる)。
あるため切換関数が位相平面上で直線として表され物理
的に把握しやすいものとなっているが、状態変数matx
(n)の要素が3つになると切換関数は位相空間上で平面
となり、さらに要素の数が増すと切換関数は超平面とい
う概念になる。
作量の演算方法を説明する。
件(連続系ではσ=0、σドット=0、ただし「σドッ
ト」はσの微分値である。)は離散系の場合、 σ(n)=0 …(5a) Δσ(n+1)=σ(n+1)−σ(n)=0 …(5b) の条件を満たす。すると(5b)式は次のようになる。
あれば線形入力(等価制御入力)は次の式となる。
システムの線形入力は次のようになる。
では次のように定義する。すなわち外乱に対する分もま
とめて1つの関数とすることもできるのであるが、ここ
では外乱に対する分をα(n)とは別にβ(n)として導入
している。
(n)>0のときsgn[σ(n)]=1、σ(n)<0のときs
gn[σ(n)]=−1となる関数である。この符号関数は
例えば誤差の状態量が図5において切換関数を横切って
下側にきたとき次回の制御時に切換関数の上側へと誤差
の状態量を戻すために必要となるものである。
形入力の条件は次のようになる。
きよりその次の時刻であるn+1でのほうが誤差の状態
量が収束点である0に近い位置にあることを表したもの
である。
数α(n)を次にようにして算出する。(4)式から、 σ(n+1)=matSmate(n+1) …(11) とする。(2a)、(2b)の状態方程式で表されたシ
ステムに対して、状態量σ(n)=matSmate(n)とす
るとき、σ(n)=σ(n+1)=σ(n+2)…を満たす
入力は(8)式の線形入力であり、このとき(11)式
は次のようになる。
なる。
は、 α(n)=η‖matSmatB‖-1‖σ(n)‖ …(14) ただし、η:非線形ゲイン(0<η<1)、 σ(n+1)σ(n)>0、 よって非線形入力unl(n)は、 unl(n) ={η‖matSmatB‖-1‖σ(n)‖+β(n)}sgn[σ(n)] ={η|S1b1+S2b0|-1|σ(n)|+β(n)}sgn[σ(n)] …(15) ただし、0<η<1、σ(n+1)σ(n)>0、 となり、この(15)式によればチャタリングを防止し
かつ外乱に対してもロバストとなる。
eq(n)を、また(15)式により非線形入力unl(n)
が演算したので総制御入力である空燃比操作量Usl(n)
を次式により算出する。
おり、そのための積分器26を備えるが(図2参照)、
これは可変値としての目標空燃比への収束性の向上及び
定常偏差の吸収のため導入したものである。
ード制御を設計するためのもので、これは開発段階で行
う。
応答を測定し(図4参照)、ステップ2では離散系2次
の伝達関数Geng(q)をARXモデルを用いて同定す
る。ステップ3ではこの伝達関数Geng(q)を(2
a)、(2b)式で示した離散系2次の状態方程式に変
換する。ステップ4では切換関数σ(n)=0を設計す
る。ステップ5、6、7では線形入力ueq(n)の演算式
である(8)式、非線形入力unl(n)の演算式である
(15)式、空燃比操作量usl(n)の演算式である(1
6)式をそれぞれ設計する。
サーボ系問題を記述する。
7)式の状態変数に目標値θrと出力θyの差を積分し
た値であるzを付加した次の拡大系を用いる。
め、状態が変化した場合に本来応答性を確保するための
非線形入力((15)式)の操作が遅くなり、外乱ロバ
スト性も低下する。しかしながら、(16)式のように
積分項を線形入力に持たせることで、拡大系を用いた場
合であっても応答性を低下させることなく目標空燃比へ
と収束させることができる。
ック補正値ALPHAを演算するためのもので、理論空
燃比での運転中に一定時間毎またはクランク角の基準位
置信号(Ref)の入力毎に実行する。これは図2のス
ライディングモードコントローラ22の各ブロック23
〜29をフローチャートで再構成したものである。
BF、実空燃比AFSAFを読み込み、ステップ13で
状態変数matxの要素である状態量x1、x2を算出す
る。すなわち(2b)式よりy1=x1、y2=0であ
る。ここでy1は検出空燃比AFSAFであるからx1=
AFSAFである。また(17)式は変数が2つ
(x1、x 2)の連立2元方程式であるから、これを
x1、x2について解けばx2がx1の関数として得られる
ので、これにx1=AFSAFを代入してやればx2が得
られる。
標値の状態量matθ及び切換関数ゲインmatSを用いて現
時刻nにおける切換関数σ(n)=0を算出する。ステッ
プ14は図2の切換関数演算部23に相当する。
インη、切換関数ゲインmatS、入力行列matB、スカラ
ー値関数β(n)、符号関数sgn[σ(n)]を用いて(1
5)式により現時刻nにおける非線形入力unl(n)を算
出する。ステップ5は図2の非線形入力演算部24に相
当する。
標値θ1(n)、切換関数ゲインmatS、入力行列matB、
システム行列matAを用いて(8)式により現時刻nに
おける線形入力ueq(n)を算出する。ステップ6は図2
の線形入力演算部25に相当する。
積分した後、ステップ18で非線形入力unl(n)とこの
積分した線形入力とを加算して現時刻nにおける空燃比
操作量usl(n)を算出する。ステップ17、18は図2
の積分器26、加算器27に相当する。
算し(単位が空燃比から%に変換される)、ステップ2
0でリミッタ処理を実行する。ステップ19、20は図
2の換算部28、補正制限部29に相当する。
YLAFは次の式により演算される値である。
matSの要素S1を算出するための積分ゲインの設定方法
を説明する。なお、切換関数ゲインのもう一つの要素S
2については後述する考察によりS2=1または−1とな
るので、一方の要素S1についてだけ考えておけばよい
ことになる。
ダ内の空燃比が急変すると運転性や排気性能に悪い影響
を及ぼすので空燃比操作量が大きくなりすぎないように
限界値で制限する必要がある。その一方で空燃比操作量
を小さくすると目標空燃比への収束性が悪くなる。従っ
て目標値への収束性と排気、運転性能とはトレードオフ
の関係を有する。そこで目標値への応答の時定数が所望
の値となるときの積分ゲインをμとすると線形入力の
(8)式及び空燃比操作量の(16)式右辺の積分項か
らμは次のように置くことができる。
いて切換関数である直線の傾きを表すS1は次式とな
り、所望の応答を実現するS1を演算できる。
別を行って安定性のよいほうを選択する。
イン(S1)を設定するためのものである。なおこれは
図6のスライディングモード制御設計フローチャートに
おけるステップ4の内容の一部をなすものである。
比操作量となる積分ゲインμを設定し(μは経験により
適当な値がわかっている)、ステップ22ではこの積分
ゲインμに基づき上記の(21)式より切換関数ゲイン
matSの要素S1を算出する。なお、(21)式によりS
1を算出する際にS2が定まっている必要があるが、これ
は後述するようにa0>0のとき1に、またa0<0のと
き−1になる値である。
ィードバック制御を行った場合のALPHAの変化を図
9、図10に示すと、図9は低回転速度時の、これに対
して図10は高回転速度時のものである。ALPHAを
固定時間間隔(例えば10ms毎のジョブ)で演算する
場合、回転速度の上昇に伴い単位時間当たりの噴射回数
が増加するため1噴射当りのALPHAの変化代が例え
ば5%から2%へと減少する。これにより低回転速度に
おいてマッチングした積分ゲインμを高回転速度域にお
いてもそのまま使用すると、ALPHAの変化代が減少
して応答性が悪化する。これを回避するためには積分ゲ
インμを回転速度に応じて変化させることが必要であ
り、このとき図11のように高回転速度域でも低回転速
度時と同じ応答性を確保することが可能となる(1噴射
当りのALPHAの変化代が5%へと回復している)。
演算するためのものである。
テップ32でこの回転速度に応じて積分ゲインの回転速
度補正係数KNEを算出する。ステップ33では積分ゲ
イン基本値μ0にこの補正係数KNEを乗算した値を積
分ゲインμとして算出する。ここで積分ゲイン基本値μ
0は最低の回転速度時にマッチングした値である。この
ようにして演算された積分ゲインμを用いて上記の(2
1)式によりS1が演算され、このS1が図7の空燃比フ
ィードバック補正値演算フローチャートにおけるステッ
プ15、16で非線形入力、線形入力の算出に用いられ
る。
よって変形する。
状態量の符号が変化するためには(22)式右辺の第1
項と第2項の符号は逆である必要があるので次の条件を
仮定する。
なる。
入力、(15)式の非線形入力及び(16)式の総制御
入力(空燃比操作量)は次の(25)式〜(30)式の
ように書き直される。 〈1〉線形入力(等価制御入力): (i)a0>0のとき: ueq(n)=(Sb1+b0)-1(a1S+a0+1) ×{x1(n)−θ1(n)}…(25) (ii)a0<0のとき: ueq(n)=(Sb1−b0)-1(a1S−a0−1) ×{x1(n)−θ1(n)}…(26) 〈2〉非線形入力: (i)a0>0のとき: unl(n)={η|Sb1+b0|-1|σ(n)|+β(n)} ×sgn[σ(n)]…(27) (ii)a0<0のとき: unl(n)={η|Sb1−b0|-1|σ(n)|+β(n)} ×sgn[σ(n)]…(28) ただし、0<η<1、σ(n+1)σ(n)>0、 〈2〉総制御入力(空燃比操作量): (i)a0>0のとき: usl(n)=κ∫{(Sb1+b0)-1(a1S+a0+1) ×(x1(n)−θ1(n))}dt +{η|Sb1+b0|-1|σ(n)|+β(n)} ×sgn[σ(n)] …(29) (ii)a0<0のとき: usl(n)=κ∫{(Sb1−b0)-1(a1S−a0−1) ×(x1(n)−θ1(n))}dt +{η|Sb1−b0|-1|σ(n)|+β(n)} ×sgn[σ(n)] …(30) 図13のフローチャートはシステム行列の要素a0の値
に応じた総制御入力を演算するためのものである。これ
は図7の空燃比フィードバック補正値演算フローチャー
トにおけるステップ14からステップ18の具体例をな
すものである。
素a0の符号をみる。a0>0となったときにはステップ
42〜45で切換関数、線形入力、非線形入力、総制御
入力の各演算を行う。ステップ1でa0<0となったと
きにはステップ46〜49で同様の演算を行う。
する。
ンのようなプラントであっても運転領域毎に空燃比ステ
ップ応答を測定することにより運転領域毎の伝達関数G
eng(q)を同定することが可能である。従ってこの離散
系2次の伝達関数Geng(q)を(2a)、(2b)式に
示す離散系2次の状態方程式に変換し、この離散系2次
の状態方程式に基づいて空燃比センサ16により検出さ
れる排気の空燃比AFSAFが目標空燃比TGABFと
一致するようにスライディングモード制御を用いた空燃
比のフィードバック制御を行うことで、連続系の物理モ
デルからスライディングモード制御に用いる状態方程式
を算出する先行技術の場合よりも精度良くプラントモデ
ルを構築することができると共にPID制御のような古
典制御を用いる場合より応答性とロバスト性が向上す
る。かつステップ応答測定より一意的に切換関数が決ま
るのでスライディングモード制御の切換関数及び線形入
力の設計が容易となる。
追従性を良くし及び定常偏差を吸収するため目標値追従
問題であるサーボ系では状態方程式に積分項を追加した
拡大系を用いるのが一般的であるのでスライディングモ
ード制御においても拡大系を用いたサーボ系としたと
き、切換関数及び非線形入力に積分項を持つことになり
応答性が低下するのであるが、本実施形態によれば積分
器26を追加して設け線形入力ueq(n)に代えてこれを
積分した値を用いるようにしたので、応答性を確保しつ
つ定常偏差の吸収が可能となる。
大な空燃比操作量を与えたのでは運転性能や排気性能が
悪化する可能性があるため各領域毎に最適な切換関数ゲ
インmatS及び積分ゲインμを決定する必要がありこの
双方を最適化するのは非常に工数がかかるのであるが、
本実施形態によれば積分ゲインμを決定しさえすれば、
この積分ゲインμより(21)に示した一定の関係式を
用いて切換関数ゲインmatSを算出することができるの
で、切換関数の設計が容易となる。
で演算する場合に回転速度が上昇すると単位時間当たり
の燃料噴射イベントが増加し見かけ上フィードバックゲ
インが落ちてしまい高回転速度域での目標値への追従性
が悪化するのであるが、本実施形態によれば積分ゲイン
μを回転速度に応じて演算するので、フィードバック制
御を固定周期で行った場合でも見かけ上のゲインの低下
を防ぐことが可能となり、全運転領域で最適な積分ゲイ
ンを得ることができる。
tAの要素であるa0の符号(システム行列の状態)によ
って切換関数ゲインmatSの要素であるS2の符号を切換
えることでシステム行列の状態が変化しても空燃比操作
量を正しい方向に付加することが可能となっている。
プルなシステムで考えた。しかしながら実際のプラント
では無駄時間を無視できないので、次には無駄時間を有
するプラントについて考える。
とするシステムである場合のエンジンコントローラ11
の制御ブロック図で、図2に対して状態予測部31を追
加している。この状態予測部31はシリンダ吸入空燃比
演算部32、モデルスケジュール部33、プラントモデ
ル状態変数演算部34、予測状態変数演算部35からな
る。状態予測部31により実行される制御内容は後述す
るフローチャート(図17参照)によりまとめて説明す
る。従ってここでは図4に示す個々のブロック32〜3
5の働きの説明は省略する。
るシステムについての考え方を詳述する。
(以下「制御対象プラント」という)は次のように記述
できる。
a)のu(n−d)が違うだけである。
間の無いプラント(以下「プラントモデル」という。)
を対象とするシステムの状態方程式であり、これを制御
対象プラントの場合と区別して扱うためxの後に「M」
の添え字を付け改めて次のように記載する。
あるが、制御対象プラントの伝達関数は次の通りであ
る。
る影響を排除するために図15に示すようなスミス法を
用いて補償する手法が知られている。このスミス法によ
ればモデル無駄時間dM経過後の制御対象プラントの状
態変数(この状態変数を以下「予測状態変数」とい
う。)は一般に
のmatxに付けた山型(ハット)の印は予測値を表すの
で、この表示を以下「matxhat」とも表記する。
用いて変形すると次式が得られる。
間dM経過後のプラントモデルの状態変数である。
てはよい応答を与えることができるが、外乱に対する過
渡応答は必ずしも良くないことも知られている。そのた
めに図16に示すような外乱補償器を追加する手法が提
案されている。外乱補償器の設計手法には様々なものが
提案されているが(『むだ時間システムの制御』コロナ
社発行参照)、本願発明では図16のブロック図から実
際の動特性に基づいた検討を行い、その検討結果に基づ
いて外乱補償器の伝達関数M(z)の設計を行った。この
検討結果を結論から先に述べると、状態変数matx(n)
が可観測であることを考慮して予測状態変数matx
hat(n)を次のように表す。
御対象プラントの状態変数、 matx(n) :制御対象プラントの状態変数、 matxM(n) :プラントモデルの状態変数、 matxM(n−dM) :モデル無駄時間dM経過後のプラン
トモデルの状態変数、 matM(n) :外乱補償器のシステム行列、 なお、(36)式をスカラー表示で表すと予測状態変数
matxhat(n)の状態量(この状態量を以下「予測状態
量」という。)x1hat(n)、x2hat(n)は次のようにな
る。
乱がある場合について分けて述べる。 〈1〉外乱がない場合:(36)式右辺の第2項以降の
部分に着目すると、外乱が無くプラントモデルが正確に
制御対象プラントを記述しているとすればモデル無駄時
間dM経過後のプラントモデルの状態変数matxM(n−d
M)は実際に観測される状態変数matx(n)と等しくなる
ため(matxM(n−dM)=matx(n))(36)式右辺は
プラントモデルの状態変数matxM(n)のみが残る。後に
残ったこのプラントモデルの状態変数matxM(n)は実際
の無駄時間d経過後の制御対象プラントで検出される状
態変数matx(n)を予測しており、従ってこれを予測状
態変数matxhat(n)とすることができる。この場合には
フィードバックコントローラは予測状態変数matx
hat(n)をパラメータにフィードバック制御する形とな
る。 〈2〉外乱がある場合:一方、外乱gが付加される場合
またはプラントモデルが制御対象プラントを正確に記述
できない場合にはモデル無駄時間dM経過後のプラント
モデルの状態変数matxM(n−dM)は実際に観測される
制御対象プラントの状態変数matx(n)と異なる結果と
なるため、このままでは(36)式右辺第2項以降のい
ずれも消去することができない。
は制御対象プラントの状態変数matx(n)の変化がステ
ップ応答であると仮定すると、ステップ変化からモデル
無駄時間dM経過後にプラントモデルの状態変数matx
M(n)とプラント無駄時間dM経過後のプラントモデルの
状態変数matxM(n−dM)とが等しい値となる(matx
M(n−dM)=matxM(n) )。そこで外乱補償器のシス
テム行列matM(n)=1とすると、(35)式右辺は実
際に観測される制御対象プラントの状態変数matx(n)
のみとなる。この場合、フィードバックコントローラは
制御対象プラントの状態変数matx(n)をパラメータに
フィードバックする形となり、状態予測フィードバック
ではないものの外乱の影響を受けずにフィードバックす
ることが可能となる。
達関数M(z)=1とすることでスミス法に対して外乱補
償器を用いた無駄時間を補償する式が得られている。
トの予測状態変数matxhat(n)を演算するためのもので
ある。
量x1(n)、x2(n)を算出する。ここでx1(n)=AF
SAFである。x2(n)は後述するようにして求める。
これら2つの状態量x1(n)とx2(n)から制御対象プラ
ントの状態変数matx(n)が定まる。
を算出する。このシリンダ吸入空気量Qcは例えば次式
のようにシリンダ吸気量パルス幅TP[ms/cycl
e]より逆算して算出している。
ントモデルのシステム行列matA、入力行列matB、モデ
ル無駄時間dMを算出する。これらの算出については図
18のフローにより説明する。図18のフローチャート
は図17のステップ53のサブルーチンである。
を読み込む。ステップ62ではこのシリンダ吸入空気量
Qcに応じてシステム行列matAの要素a1、a0と入力
行列matBの要素b1、b0を選択する。これは、エンジ
ンの空燃比の動特性が運転領域に対して強い非線形を有
し一つだけの動特性モデルで全運転領域を表すことが不
可能であることから(運転領域毎にシステム行列mat
A、入力行列matBが変化しプラントモデルの離散系2
次の状態方程式が違ったものになる)、シリンダ吸入空
気量Qcにより運転領域を例えば8つに分けて各運転領
域毎に異なる値の要素a1、a0、b1、b0を入れておく
ことにより運転領域毎にプラントモデルの離散系2次の
状態方程式を切換えるようにするためのものである。従
ってシリンダ吸入空気量Qcが今Qc1とQc2の間に
あればモデル#2に格納されている要素a1、a0、
b1、b0を取り出す。なお、各運転領域毎の要素a1、
a0、b1、b0は各運転領域毎の伝達関数を求めること
により得られる。
より所定のテーブルを検索することによりモデル無駄時
間dMを演算する。この値はシリンダ吸入空気量Qcが
大きくなるほど小さくなる値である。これは燃料噴射か
ら空燃比センサ16が実際の空燃比を検出するまでの無
駄時間がシリンダ吸入空気の流速に依存し低流速域で無
駄時間が大きくなるため、全運転領域を単一の無駄時間
モデルで記述することはできない。そこでモデルシリン
ダ吸入空気量Qcに対応して変化する実際の無駄時間に
対応させて無駄時間dMを算出するようにしたものであ
る。
入空燃比CYLAFを算出する。すなわちシリンダ内燃
料噴射パルス幅(壁流補正なし)TIPSCYLを TIPSCYL=TP×TFBYA×(ALPHA+KBLRC−1) …(補10) の式により算出し、これから上記の(補9)式と同様に
してシリンダ吸入燃料量Fcを次のように算出する。
幅TIPSCYLを空燃比フィードバック補正値ALP
HAと空燃比学習値KBLRCにより修正した値に基づ
いて算出するようにしたのは次の理由による。制御対象
プラントの空燃比センサ16や燃料噴射弁5には個体差
があるので、空燃比フィードバック補正値ALPHAと
空燃比学習値KBLRCにより修正する前の値に基づい
てシリンダ内燃料噴射パルス幅を算出したのでは、空燃
比センサ16や燃料噴射弁5の個体差によってプラント
モデルの状態方程式に誤差が生じてしまう。そこで空燃
比センサ16や燃料噴射弁5に個体差にがあってもプラ
ントモデルの状態方程式に誤差が生じないように空燃比
フィードバック補正値ALPHAと空燃比学習値KBL
RCにより修正した値に基づいてシリンダ内燃料噴射パ
ルス幅TIPSCYLを算出するようにしたものであ
る。
cylはλcyl=Qc/Fcであるから、シリンダ吸
入空燃比CYLAFは CYLAF=λcyl×14.7 …(補12) の式により求めることができる。(補9)、(補11)
式を(補12)式に代入すると、上記の(補5)式が得
られる。
CYLAFを入力u(n)とする。
列matA、入力行列matBを用いて上記(32a)式の漸
化式を用いてプラントモデルの状態量x1M(n)とx
2M(n)を算出する。これら2つの状態量x1M(n)とx2M
(n)からプラントモデルの状態変数matxM(n)が定ま
る。
御対象プラントの状態変数matx(n)、プラントモデル
の状態変数matxM(n)、モデル無駄時間dMから予測状
態量x 1hat(n)とx2hat(n)を上記の(37a)、(3
7b)式を用いて算出する。これら2つの予測状態量x
1hat(n)とx2hat(n)から予測状態変数matxhat(n)が
定まる。
チャートで構成したものでもある。両者を対応づける
と、図17のステップ53が図14のモデルスケジュー
ル部33に、ステップ54が図14のシリンダ吸入空燃
比演算部32に、ステップ56が図14のプラントモデ
ル状態変数演算部34に、ステップ57が図14の予測
状態変数演算部35に相当する。
ところを物理的な実体に即した状態量に基づいて再度述
べると次のようになる。プラントモデル状態変数演算部
34では現時刻nでのプラント入力u(n)であるシリン
ダ吸入空燃比CYLAFに基づいてそのときの運転領域
におけるプラントモデルの現時刻nでの空燃比(モデル
空燃比)を演算し、予測状態変数演算部35では図16
に示した外乱補償型スミス法を用いて現時刻nでのモデ
ル空燃比と実際に検出される現時刻nでの空燃比とから
制御対象プラントの現時刻nよりモデル無駄時間dMの
ちの触媒7上流の空燃比を予測(推定)する。
ライディングモードコントローラ22に渡されると、切
換関数演算部23では予測空燃比及び目標空燃比TGA
BFに基づいて現時刻nにおける切換関数を上記(4)
式に代え次の式により演算する。
代えて次式により演算する。
(39)式は次のようになる。
運転領域へと切換えられる場合に小領域で噴射した燃料
による検出空燃比が大領域で過剰に無駄時間分遅らされ
(切換時の予測状態量x2hat(n)の誤差が大きくな
る)、これに起因して空燃比が変動することが実験によ
り判明している。これについて図19を用いて具体的に
説明すると、制御対象プラントの状態量x2(n)に対す
る目標値θ2(n)、状態量x2(n)、プラントモデルの状
態量x2M(n)、予測状態量x2hat(n)の演算式は次の通
りである。
て得られるものである。まず(31a)式よりy(n)=
x1(n)であるので、出力目標値θ1はそのままx1(n)
の目標値となる。(31a)式を展開すると次のように
なる。
にはx2(n)に無駄時間がありx2M(n)に無駄時間がな
いとの違いがあるだけなので、(補15)式のu(n−
1−d) よりdを除くとx2M(n)の式となる。すなわち x2M(n)=−a0x1(n−1)+b0u(n−1) …(補16) となり(43)式が得られる。
り θ2(n+1)=−a0θ1(n)+b0u(n−d) …(補17) である。これより θ2(n)=−a0θ1(n−1)+b0u(n−d−1) …(補18) となる。θ1(n)=θ1(n−1)であるから、 θ2(n)=−a0θ1(n)+b0u(n−d−1) …(補19) となり(41)式が得られる。
気量Qcの減少で(モデル入力u(n)は変わらないと仮
定する)モデル無駄時間dMが2から3へと変化しこれ
に対して目標値θ2(n)が減少すると仮定したとき、こ
の目標値θ2(n)を追っかけるように状態量x2(n)、x
2M(n)がいずれも減少する。予測状態量x2hat(n)はモ
デル無駄時間dMが3になったとき x2hat(n)=x2(n)−x2M(n−3)+x2M(n) …(補20) となり、この値は時刻nにおいてn+3での状態量x
2(n)を予測するものである。値を簡単にするため状態
量x2(n)、x2M(n)がいずれも3から1へと減少した
とすると、時刻nでの状態量x2(n)、x2M(n)はとも
に1であり、x2M(n−3)はn−3でのx2M(n)の値で
あるから3である。故に時刻nでの(補20)式は x2hat(n)=1−3+1=−1 となりこれはx2(n)の値より小さい。そして状態量x
2hat(n)が−1となる状態はn+3の直前まで(切換タ
イミングより切換後の領域でのモデル無駄時間が経過す
る直前まで)続き、n+3のタイミングでx2(n)と同
じ1になる(図19の実線参照)。しかしながら、予測
値としてのx2hat(n)の値は制御上は同図においてnか
らn+3の直前までの間も一点鎖線で示したように1で
あることが望ましい。従ってnからn+3の直前までの
間も上記の(44)式により演算するx2hat(n)の値に
基づくのではモデル誤差が生じる。
への切換時には切換直後より切換後の領域に対するモデ
ル無駄時間が経過するまでx2hat(n+dM)を上記の
(44)式により演算するのではなくx2(n)の値を用
いる。つまりnからn+3の直前までの間は x2hat(n)=x2(n) …(補21) として外乱補償形スミス法による予測を停止する。
プ57の内容をなすものである。
読み込み、ステップ72でそのQcに基づいてモデル無
駄時間dMが大きくなる側に運転領域が切換わったかど
うかをみる。モデル無駄時間dMが大きくなる側へと切
換わったタイミングにあれば図16に示した外乱補償形
スミス法による予測を停止するためステップ73に進み
予測状態変数matxhat(n)=matx(n)とする。そうで
ないときにはステップ72よりステップ74に進みモデ
ル無駄時間dMが大きくなる側への切換タイミングより
切換後の運転領域に対応する無駄時間dMが経過したか
どうかをみる。モデル無駄時間dMが大きくなる側への
切換タイミングより切換後の運転領域に対応する無駄時
間dMが経過していなければステップ73の処理を実行
し、モデル無駄時間dMが大きくなる側へのモデル切換
タイミングより切換後の運転領域に対応する無駄時間d
Mが経過したときステップ75に進み図16に示した外
乱補償形スミス法による予測を行う。
るシステムである場合の本実施形態の作用を説明する。
り定まる空燃比が空燃比センサ16(空燃比検出手段)
により検出されるまでの無駄時間を、スミス法に外乱補
償器を加えることにより補償する無駄時間補償手段を設
け、この無駄時間補償手段により無駄時間の補償された
空燃比が目標空燃比と一致するようにスライディングモ
ード制御を用いた空燃比のフィードバック制御を燃料供
給量の増減で行う。詳細には状態予測部31が、制御対
象プラント(実際のエンジン)の排気系及び空燃比セン
サ16の動特性を無駄時間を有する離散系2次の伝達関
数で近似しシリンダ吸入空燃比のステップ応答よりAR
Xモデルで同定することによりこの無駄時間を有する離
散系2次の伝達関数を設定し、この無駄時間を有する離
散系2次の伝達関数を制御対象プラントについての無駄
時間を有する離散系2次の状態程式に変換し、プラント
モデル(無駄時間のない仮想のエンジン)の排気系及び
空燃比センサ16の動特性を無駄時間のない離散系2次
の伝達関数で近似しシリンダ吸入空燃比のステップ応答
よりARXモデルで同定することによりこの無駄時間の
ない離散系2次の伝達関数を設定し、この無駄時間のな
い離散系2次の伝達関数をプラントモデルについての無
駄時間のない離散系2次の状態方程式に変換し、スミス
法に外乱補償器を加えて無駄時間補償を行った状態方程
式を制御対象プラントについての無駄時間を有する離散
系2次の状態方程式の状態変数matx(n)とプラントモ
デルについての無駄時間のない離散系2次の状態方程式
の状態変数matxM(n)とモデル無駄時間dMとに基づい
て演算する。そしてスライディングコントローラ22
が、このスミス法に外乱補償器を加えて無駄時間補償を
行った状態方程式の状態変数matxhat(n)と目標値の状
態量matθ(n)の差を誤差の状態量mate(n)として演算
し、この誤差の状態量mate(n)に切換関数ゲインmatS
を乗算して状態量σ(n)を演算し、この切換関数ゲイン
の乗算された状態量σ(n)に基づいて非線形入力unl
(n)を演算し、同じくこの切換関数ゲインの乗算された
状態量σ(n)に基づいて線形入力ueq(n)を演算し、こ
れら非線形入力と線形入力の和を総制御入力usl(n)と
して算出し、この総制御入力に基づいて燃料供給量のフ
ィードバック制御を行っている。
するプラントを制御対象としてフィードバックゲインを
大きくとっても空燃比が振動的になることがなく、かつ
無駄時間の影響が特に大きいアイドル状態付近の低空気
流量域においても先行技術と相違してフィードバックゲ
インを大きくできる。
16や燃料噴射弁5(燃料供給手段)の個体差により誤
差が生じるが、こうした個体差による誤差はシリンダ吸
気量パルス幅TP(燃料供給量)を空燃比フィードバッ
ク補正値ALPHAや空燃比学習値KBLRCで修正す
る手段により解消される。従って空燃比フィードバック
補正値ALPHAまたは空燃比学習値KBLRCで修正
された燃料噴射パルス幅であるシリンダ内燃料噴射パル
ス幅TIPSCYL(燃料供給量)に基づいてシリンダ
吸入空燃比CYLAFを演算するようにした本実施形態
によれば制御対象エンジンの個体差による誤差をなくす
ことができる。
ン)の有する空燃比の動特性はエンジン負荷及びエンジ
ン回転速度によって変化するため1つの状態方程式だと
全ての運転領域に最適とならないのであるが、プラント
モデルについての無駄時間のない離散系2次の状態方程
式を負荷と回転速度によって定まるシリンダ吸入空気量
Qcにより多段階に切換えるようにした本実施形態によ
れば、負荷及び回転速度から定まるどのような運転条件
でもプラントモデルについての無駄時間のない離散系2
次の状態方程式を最適に与えることができる。またこれ
により空燃比フィードバック制御を固定時間間隔で実行
した場合でも、単位時間当たりの燃焼回数の影響を排除
できる。
をシリンダ吸入空気量Qcに応じて演算するので制御対
象プラントの実際の無駄時間dに近い値を推定できる。
へと切換わる場合にもスミス法に外乱補償器を加えての
無駄時間補償を継続するとフィードバックの過補正によ
る空燃比変動が生じるのであるが、本実施形態によれば
モデル無駄時間dMが大きくなる側へと切換わったタイ
ミングより切換後の運転領域に対応する無駄時間dMが
経過する直前まで過補正の原因となるスミス法に外乱補
償器を加えての無駄時間補償を行わないことにしたの
で、モデル無駄時間dMが大きくなる側へと切換わる場
合に発生していたフィードバックの過補正による空燃比
変動を抑えることができる。
の場合で説明したが、これに限られるものでない。
説明したが、目標空燃比が一定の場合にも適用がある。
例えば理論空燃比を目標とする空燃比フィードバック制
御にも適用することができる。
ック図。
内空燃比のステップ応答を示す波形図。
量の変化を位相平面上に示した図。
のフローチャート。
ためのフローチャート。
チャート。
ALPHAの変化波形図。
のALPHAの変化波形図。
のALPHAの変化波形図。
ャート。
の演算を説明するためのフローチャート。
ロック図。
ロック図。
チャート。
演算を説明するためのフローチャート。
波形図。
を説明するためのフローチャート。
Claims (10)
- 【請求項1】排気の空燃比を検出する空燃比検出手段
と、 燃料供給により定まる空燃比が前記空燃比検出手段によ
り検出されるまでの無駄時間を、スミス法に外乱補償器
を加えることにより補償する無駄時間補償手段と、 この無駄時間補償手段により無駄時間の補償された空燃
比が目標空燃比と一致するようにスライディングモード
制御を用いた空燃比のフィードバック制御を燃料供給量
の増減で行う空燃比フィードバック制御手段とを備える
ことを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。 - 【請求項2】前記外乱補償器は伝達関数表示で1である
ことを特徴とする請求項1に記載のエンジンの空燃比制
御装置。 - 【請求項3】排気の空燃比を検出する空燃比検出手段
と、 制御対象プラントの排気系及び前記空燃比検出手段の動
特性を無駄時間を有する離散系2次の伝達関数で近似し
シリンダ吸入空燃比のステップ応答よりARXモデルで
同定することによりこの無駄時間を有する離散系2次の
伝達関数を設定する手段と、 この無駄時間を有する離散系2次の伝達関数を制御対象
プラントについての無駄時間を有する離散系2次の状態
方程式に変換する手段と、 プラントモデルの排気系及び前記空燃比検出手段の動特
性を無駄時間のない離散系2次の伝達関数で近似しシリ
ンダ吸入空燃比のステップ応答よりARXモデルで同定
することによりこの無駄時間のない離散系2次の伝達関
数を設定する手段と、 この無駄時間のない離散系2次の伝達関数をプラントモ
デルについての無駄時間のない離散系2次の状態方程式
に変換する手段と、 スミス法に外乱補償器を加えて無駄時間補償を行った状
態方程式を前記制御対象プラントについての無駄時間を
有する離散系2次の状態方程式の状態変数と前記プラン
トモデルについての無駄時間のない離散系2次の状態方
程式の状態変数とモデル無駄時間とに基づいて演算する
手段と、 このスミス法に外乱補償器を加えて無駄時間補償を行っ
た状態方程式の状態変数と目標値の状態量の差を誤差の
状態量として演算する手段と、 この誤差の状態量に切換関数ゲインを乗算して状態量を
演算する手段と、 この切換関数ゲインの乗算された状態量に基づいて非線
形入力を演算する手段と、 同じくこの切換関数ゲインの乗算された状態量に基づい
て線形入力を演算する手段と、 これら非線形入力と線形入力の和を総制御入力として算
出する手段と、 この総制御入力に基づいて燃料供給量のフィードバック
制御を行う手段とを備えることを特徴とするエンジンの
空燃比制御装置。 - 【請求項4】前記外乱補償器は伝達関数表示で1である
ことを特徴とする請求項3に記載のエンジンの空燃比制
御装置。 - 【請求項5】前記プラントモデルについての無駄時間の
ない離散系2次の状態方程式よりシリンダ吸入空燃比に
基づいて状態量を演算することを特徴とする請求項3ま
たは4に記載のエンジンの空燃比制御装置。 - 【請求項6】前記燃料供給量を空燃比フィードバック補
正値または空燃比学習値で修正する手段を備える場合
に、前記シリンダ吸入空燃比を前記空燃比フィードバッ
ク補正値または空燃比学習値で修正された燃料供給量に
基づいて演算することを特徴とする請求項5に記載のエ
ンジンの空燃比制御装置。 - 【請求項7】前記プラントモデルについての無駄時間の
ない離散系2次の状態方程式をシリンダ吸入空気量に応
じて多段階に切換えることを特徴とする請求項3または
4に記載のエンジンの空燃比制御装置。 - 【請求項8】前記モデル無駄時間をシリンダ吸入空気量
に応じて演算することを特徴とする請求項3または4に
記載のエンジンの空燃比制御装置。 - 【請求項9】前記モデル無駄時間はシリンダ吸入空気量
に応じて多段階に変化する値であることを特徴とする請
求項8に記載のエンジンの空燃比制御装置。 - 【請求項10】前記モデル無駄時間が大きくなる側へと
切換わる場合に、モデル無駄時間が大きくなる側へと切
換わったタイミングより切換後の運転領域に対応する無
駄時間が経過する直前まで前記スミス法に外乱補償器を
加えての無駄時間補償を行わないことを特徴とする請求
項9に記載のエンジンの空燃比制御装置。
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