JP2007126073A - エンジンの振動抑制装置 - Google Patents

Abstract

【課題】エンジンのトルク振動に起因する車体振動を抑制する。
【解決手段】コントローラ２０は、エンジン１の運転状態に基づきエンジン１の筒内圧力を推定し、推定した筒内圧力に基づきエンジン１のトルク変動を算出し、エンジン１のトルク変動と逆位相のトルクをトルク補正量として算出する。そして、モータジェネレータ２を回転駆動するためのトルク基本値にトルク補正量を加えてモータジェネレータ２のトルク指令値を算出し、モータジェネレータ２のトルクがこのトルク指令値に等しくなるようトルク制御する。
【選択図】図１

Description

本発明は、エンジンの振動を抑制する装置に関し、特に、そのロール振動を抑制する装置に関する。

エンジンとモータを組み合わせて車両を駆動するハイブリッド自動車においては、燃費向上のために、停車時にエンジンを一時的に停止するアイドルストップが行われる。アイドルストップが実行された後は、再発進時にモータでエンジンをクランキングし、エンジンを再始動するのであるが、エンジン再始動時には吸入空気の圧縮、膨張に伴うトルク変動が発生し、それがエンジンマウント系の共振を励起して、大きな振動が発生する。

このとき、トルク変動と逆位相のトルク変動をモータから発生させれば、トルク変動が打ち消され、振動を低減することができることから、特許文献１では、エンジンのトルク変動をクランク角に対する３次の正弦波で近似し、その逆位相のトルク変動をモータによって加えるようにしている。
特開平１１−３３６５８１号公報

しかしながら、エンジンの始動時におけるトルク変動は、エンジンの運転状態により変化するため、クランク角からだけでは正確に算出することができない。例えば、定常運転状態では、エンジンは吸気行程で吸入した空気が、吸気閉弁後の圧縮膨張行程で圧縮膨張されて筒内の圧力が上下し、それに伴ってトルク変動が周期的に発生するが、エンジン始動時においては、停止時にある気筒が圧縮行程の途中にあった場合には、その気筒では始動時の圧縮が吸気閉弁時からではなく、停止していたところから始まるため、通常よりも筒内圧力が小さく、トルク変動も小さくなる。

また、スロットルで吸気を絞る場合にも、始動直後は約１気圧であった吸気圧力が、回転上昇とともに徐々に負圧が発達することにより低下するので、それに伴ってトルク変動も小さくなる。

さらに、吸気弁の開閉時期を可変にし、吸気閉弁時期を遅くすることにより実圧縮比を小さくし、トルク変動を低減するデコンプ機構と併用する場合には、その吸気閉弁時期によってもトルク変動が変化する。

このように、トルク変動がその運転状態に応じて、特に、エンジンの始動時に変化するので、上記特許文献１記載のクランク角のみに基づいてトルク変動を算出する方法ではトルク変動を正確に算出できず、エンジンマウント系の共振に伴う車体の振動悪化を防止しきれない。

本発明は、このような従来技術の技術的課題を鑑みてなされたもので、トルク変動によるエンジンのロール振動をより効果的に抑制し、トルク変動に起因する車体振動を抑制することを目的とする。

本発明に係るエンジンの振動抑制装置は、エンジンの運転状態に基づきエンジンの筒内圧力を推定し、推定した筒内圧力に基づきエンジンのトルク変動を算出し、エンジンのトルク変動と逆位相のトルクをトルク補正量として算出する。そして、回転電機を回転駆動するためのトルク基本値にトルク補正量を加えて回転電機のトルク指令値を算出し、回転電機のトルクがこのトルク指令値に等しくなるようトルク制御する。

本発明によれば、エンジンの筒内圧力からエンジンのトルク変動を精度良く算出することができるので、これと逆位相のトルクをトルク補正量として回転電機のトルクを補正すれば、エンジンのトルク変動が打ち消され、トルク変動に起因する車体振動を効果的に抑制することができる。

以下、添付図面を参照しながら本発明の実施の形態について説明する。

第１の実施形態
図１は本発明が適用されるハイブリッド車両の概略構成を示している。この車両は、ディーゼルエンジン１とモータジェネレータ（回転電機）２、３の２種類の動力源で車輪を駆動するハイブリッド車両である。

モータジェネレータ２は、主として発電、エンジン１の始動を行い、モータジェネレータ３は、エンジン１の動力補助と減速時の回生を行う。

エンジン１は６気筒の４サイクルエンジンであり、その出力軸はモータジェネレータ２のロータに連結される。モータジェネレータ２のロータの出力軸はクラッチ４の入力軸に連結される。また、クラッチ４の出力軸はモータジェネレータ３のロータに連結され、モータジェネレータ３の出力軸は変速機５の入力軸に連結され、変速機５の出力軸はデファレンシャルギア６を介して駆動軸７に連結される。また、駆動軸７には車輪８が接続されている。なお、ここではモータジェネレータ２のロータがエンジン１の出力軸に直接接続されているが、ギヤ、ベルト等の動力伝達要素を介して接続されていても構わない。また、クラッチ４は摩擦板式のクラッチあるいは電磁クラッチであり、その締結及び解放がクラッチアクチュエータ９により制御される。

また、エンジン１、モータジェネレータ２、３、変速機５が結合されたパワープラントは、エンジンマウントを介して車体に弾性支持されている。

モータジェネレータ２、３にそれぞれ接続されるインバータ１１、１２にはバッテリ１３が接続される。そして、モータジェネレータ２、３の三相コイルには、インバータ１１、１２を介してその時々の要求トルクを得るための駆動電流が供給される。

車両制御の中枢をなすコントローラ２０は、エンジン１、クラッチアクチュエータ９、インバータ１１、１２、エンジン１の燃料噴射を行う燃料噴射装置１４を総合的に制御する。

エンジン１には、エンジン１の運転状態を検出するためのセンサとして、エンジン１のクランク角（出力軸の角度）θを検出するためのクランク角センサ２１と、エンジン１の回転速度Ｎ_eを検出するための回転速度センサ２２と、エンジン１の冷却水の温度Ｔ_wを検出するための水温センサ２３が取り付けられている。上記各センサの検出信号は随時コントローラ２０に入力される。

また併せて、コントローラ２０には、バッテリ１３の充電量Ｃを検出する充電量センサ２４、運転者によるアクセルペダル操作量を検出するためのアクセルセンサ２５の検出信号も入力される。アクセルセンサ２５はアクセル操作の有無を検出するためのアクセルスイッチを内蔵している。

コントローラ２０は上記各センサの検出信号を基に、エンジン１に対しては、燃料噴射を行う燃料噴射装置１４へ燃料噴射量制御信号を出力する。また、インバータ１１、１２に対しては、モータジェネレータ２、３の出力トルクを制御するための界磁電流制御信号を出力する。

ここで、エンジン１には、それを支持するエンジンマウントをばねとして、出力軸回りにエンジン本体が回転振動するロール共振が存在する。トルク変動の(気筒数／２)次で表される回転基本次数成分（６気筒の場合は回転３次）がこのロール共振周波数と略一致すると、大きなロール振動が発生し、それがエンジンマウントを介して車体に伝達され、大きな車体振動を引き起こす。

通常、このロール共振周波数をエンジンの常用運転領域から外すため、ロール共振周波数がアイドル回転速度の回転基本次数以下の周波数となるようにエンジンマウントのばね定数が設定されている。しかし、エンジン１を始動する際や、停止する際には、エンジン１の回転速度がゼロとアイドル回転速度の間で変化するため、回転基本次数成分がロール共振周波数に一致する回転速度を通過し、これが原因となってエンジン１にロール振動が発生し、車体が振動する。

そこで、コントローラ２０は、モータジェネレータ２を利用して、以下に説明するようなロール振動抑制制御を行う。

ロール振動抑制制御においては、筒内圧力がトルクに変換されることでトルク変動が起こることから、エンジン１の筒内圧力を算出し、それに基づきトルク変動を気筒毎に算出する。

まず、筒内圧力の算出方法について説明すると、４サイクルエンジンでは、始動時のようなモータリング時（非燃焼時）においても、その回転とともに空気を圧縮、膨張させることにより筒内の圧力が上下する。

つまり、図２のようにクランク角θが０度（排気上死点）付近で吸気弁が開くと、ピストンの下降とともに空気を吸入するが、このときの筒内圧力はほぼ吸気管内の圧力と等しくなっている（吸気行程）。そしてθ＝１８０度を過ぎて吸気弁が閉じると、そこからのピストン上昇に伴い空気が圧縮され、筒内圧力は急激に上昇する（圧縮行程）。そしてθ＝３６０度の圧縮上死点に達すると、筒内圧力は最大値に達し、その後のピストン下降により筒内圧力も低下する（膨張行程）。θ＝５４０度の手前で排気弁が開くと、ピストン上昇に伴い筒内の空気は排気管に排出され、筒内圧力はほぼ排気管内の圧力と等しくなる（排気行程）。そしてθ＝７２０度＝０度付近で排気弁が閉まり、排気が終了するとともに吸気弁が開き、再び吸気行程が始まる。

したがって、吸気行程の筒内圧力Ｐについては、吸気管内の圧力を検出することにより求めることができ、排気行程の筒内圧力Ｐについては、排気管内の圧力を検出することにより求めることができる。吸気管内圧力は、ディーゼルエンジンは、通常、スロットルによる吸気絞りを行わず、また、本実施形態のディーゼルエンジンは自然吸気であるので、吸気圧はあえて検出しなくても、常に１気圧とおくことができる。排気管内圧力に関しても、ほぼ１気圧で一定となるので、検出せずに１気圧とおくことができる。

また、圧縮膨張行程における筒内圧力Ｐは、ポリトロープ指数をγとおくと、筒内体積Ｖと筒内圧力Ｐの間に、次式（１）

の関係が成り立つことを利用して求めることができる。

つまり、筒内体積Ｖはクランク角θから求めることができるので、圧縮膨張行程の筒内圧力Ｐは、圧縮開始時の筒内体積Ｖ₀と筒内圧力Ｐ₀より、次式（２）

により求めることができる。

圧縮開始時は、通常は吸気弁の閉弁時期となるが、エンジン始動時にピストンが圧縮行程の途中から回転をはじめた場合には、回転開始時が圧縮開始時となる。これは、エンジン１が停止されると、筒内圧力は吸気管内圧力あるいは排気管内圧力まで下がっており、この状態から再び圧縮が開始されるからである。また、本実施形態のエンジン１は、動弁に可変機構を持っておらず、クランク角θに対する吸気弁開閉のタイミングが一定であるので、吸気弁閉弁時期に関してはクランク角θから決定することができる。

ポリトロープ指数γは、定常運転時などにはほぼ一定の値となるが、始動時のように回転速度が変化する場合には、回転速度が上がるほど値が大きくなる。これは回転速度が高いほど、圧縮、膨張にかかる時間が短くなるため、シリンダ壁等から外部に逃げる熱量が小さくなるためである。同様に、エンジン水温で代表されるエンジン温度についても、エンジン温度が高いほど外部に逃げる熱量が小さくなるため、ポリトロープ指数γは小さくなる。したがって、本実施形態では、ポリトロープ指数γをエンジン回転速度とエンジン水温に対するマップとして用意しておき、このマップを参照してポリトロープ指数γを算出するようにする。

筒内体積Ｖは、クランク角θに対して逐次算出することも可能であるが、本実施形態ではコントローラ２０の演算負荷を低減するために、予め計算された筒内体積Ｖをクランク角θに対するテーブルとして予め用意しておき、このテーブルを参照して筒内体積Ｖを算出する。

筒内圧力Ｐに対応するトルクは、クランク角θでのクランクとコンロッドの幾何形状から決まる係数αを筒内圧力Ｐに乗じることにより求めることができる。この係数αに関しても、コントローラ２０の演算負荷を低減するために、筒内体積Ｖと同様に予め計算された係数αをクランク角θに対するテーブルとして予め用意しておき、このテーブルを参照して係数αを算出する。

したがって、式（２）によって求めた筒内圧力Ｐから、筒内圧力Ｐの変動量を求め、これに係数αを掛ければ、エンジン１のある気筒のトルク変動を算出することができる。そして、トルク変動を各気筒について算出し、それらを足し合わせれば、エンジン１のトルク変動を算出することができる。

図３は、エンジン１のトルク変動の実測値と上記算出方法によって求めたトルク変動の計算値とを示したものである。計算値は実測値とほぼ一致し、上記算出方法によればエンジン１のトルク変動を高い精度で算出することができる。

以上のようにしてエンジン１のトルク変動を算出したら、このトルク変動に−１を乗じて逆位相としたものをモータジェネレータ２のトルク補正量とする。そして、これをモータジェネレータ２の回転駆動に必要なトルク基本値Ｔ₀に加えたものをトルク指令値Ｔとし、モータジェネレータ２のトルクを制御する。これにより、エンジン１のトルク変動が打ち消され、始動時や停止時にロール振動が大きくなるのを防止できる。

図４は、コントローラ２０が実行するエンジン１のロール振動抑制制御の内容を示したものである。このフローは、コントローラ２０において所定時間ごと（例えば、１０ｍｓｅｃ毎）に繰り返し実行される。

まず、ステップＳ１では、ロール振動抑制制御の実施条件を判定する。実施条件としては、例えば、エンジン１の回転速度Ｎ_eが０ｒｐｍ以上で、かつ、エンジン１で燃料噴射が行われていない場合に条件成立と判定する。燃料噴射が行われていないという条件に代えて、エンジン１の回転速度Ｎ_eが所定回転速度（例えば、８００ｒｐｍ）以下という条件を用いても良い。

条件成立であればステップＳ２以降に進み、条件不成立であればステップＳ１１に進んで、モータジェネレータ２の回転駆動のためのトルク基本値Ｔ₀をそのままモータジェネレータ２のトルク指令値Ｔとする。

ステップＳ２では、ロール振動抑制制御に必要なパラメータである、エンジン１の回転速度Ｎ_e、クランク角θ、冷却水温Ｔ_wを検出する。ここでクランク角θは、１番気筒の排気上死点を０度として検出される。

ステップＳ３〜Ｓ９では、各気筒のトルク変動Ｔ₁〜Ｔ₆を算出する。まず１番気筒の変動トルクＴ₁を算出するために、ステップＳ３では、気筒番号を表すパラメータｎを１とおく。

ステップＳ４では、１番気筒のクランク角θ₁を算出する。ｎ番気筒のクランク角θ_nは、次式（３）、

により算出することができるので、１番気筒のクランク角θ₁を算出するには、これにｎ＝１を代入すればよい。

次に、ステップＳ５では、検出されたエンジン１の水温Ｔ_w、回転速度Ｎ_eに基づいてマップを参照することでポリトロープ指数γを求める。また、クランク角θに基づいてテーブルを参照して気筒体積Ｖ及び係数αを求める。これらのマップ、テーブルは、予め演算、実験等により求められ、コントローラ２０内のメモリに記憶されている。

ステップＳ６では、これらの値から筒内圧力Ｐ₁を算出し、ステップＳ７では、筒内圧力Ｐ₁の変化量に係数αを掛けて１番気筒のトルク変動Ｔ₁を算出する。

ステップＳ８では、パラメータｎをインクリメントし、ステップＳ９では、パラメータｎが６を超えたかどうかを判断し、超えていない場合はステップＳ４に戻り、次の気筒のトルク変動を算出する。

ステップＳ４〜Ｓ９の処理を６番気筒まで繰り返すことにより全気筒のトルク変動Ｔ₁〜Ｔ₆を求め、求めたトルク変動Ｔ₁〜Ｔ₆の和ΣＴ_nをエンジン１のトルク変動として算出する。

ステップＳ１０では、モータジェネレータ２の回転駆動のためのトルク基本値Ｔ₀から、エンジン１のトルク変動ΣＴ_nを引いた値を、モータジェネレータ２に対するトルク指令値Ｔとする。

ステップＳ１２では、ステップＳ１０あるいはＳ１１で設定されたトルク指令値Ｔがインバータ１１に送信される。インバータ１１は、トルク指令値Ｔに応じたトルクを発生する界磁電流をモータジェネレータ２に供給し、モータジェネレータ２のトルクを制御する。

図５は、停車状態から走行が開始され、その後再び停車するまでの過程を示したタイムチャートである。時刻ｔ₁₁以前は、エンジン１が停止し、クラッチ４が解放された停車状態にあるとする。

時刻ｔ₁₁ではアクセルペダルが踏み込まれ、アクセルスイッチがオンとなる。それに伴い、エンジン１を始動するため、モータジェネレータ２でエンジン１を回転駆動する。これにより、エンジン１並びにモータジェネレータ２の回転速度が上昇する。

また、これと並行して、アクセル操作量に基づいてモータジェネレータ３に対するトルク指令値が算出され、そのトルク指令値に応じたトルクをモータジェネレータ３に発生させる。これにより、車両が駆動され、車速が次第に上昇する。

時刻ｔ₁₁〜ｔ₁₂では、エンジン１の回転速度が８００ｒｐｍ以下で、かつ、燃料噴射が行われていないので、ロール振動抑制制御の実施条件が成立し、ロール振動抑制制御が行われる。具体的には、エンジン１がモータリング状態にある時にエンジン出力軸に発生するトルク変動を算出し、その逆位相分に相当するトルク補正量を回転駆動のためのトルク基本値Ｔ₀に加算することにより、モータジェネレータ２に対するトルク指令値Ｔを補正し、モータジェネレータ２をトルク制御する。

時刻ｔ₁₂でエンジン１の回転速度Ｎ_eが所定値（例えば、８００ｒｐｍ）に達すると、インジェクタから燃料噴射が開始される。燃料噴射が開始されたことによってロール振動抑制制御の実施条件が不成立となり、以後、ロール振動抑制制御は停止される。

時刻ｔ₁₃ではクラッチ４が締結され、時刻ｔ₁₃〜ｔ₁₄では、エンジン１とモータジェネレータ３の両方の出力を使って車両が加速される。時刻ｔ₁₄〜ｔ₁₅では車両が定速走行される。このとき、エンジン１を高効率領域で運転し、余ったエネルギーをバッテリ１３に蓄えるために、モータジェネレータ２で発電を行う。

時刻ｔ₁₅でアクセルスイッチがオフになると、それ以降、燃料噴射が停止されると共に、モータジェネレータ３から回生トルクを発生し、車両を減速するとともに、その減速エネルギーを電気エネルギーとしてバッテリ１３に充電する。

そして、時刻ｔ₁₆で車速が所定値（例えば、１０ｋｍ／ｈ）にまで低下するとクラッチ４が解放され、時刻ｔ₁₇でエンジン１が停止され、時刻ｔ₁₈で車両が停止される。

時刻ｔ₁₆〜ｔ₁₇ではエンジン回転速度が８００ｒｐｍ以下となり、燃料噴射も行われていないので、ロール振動抑制制御の実施条件が成立し、時刻ｔ₁₁〜ｔ₁₂と同様に、モータジェネレータ２を利用してのロール振動抑制制御が行われる。

図６、図７は、エンジン始動時にエンジン１の回転速度とロール角が変化する様子を示している。ロール振動抑制制御を行わない場合は、始動時にエンジン１のトルク変動に起因してエンジン１のロール角が大きく変動するのであるが、ロール振動抑制制御を行う場合は、制御を行わない場合に比べてロール角の変動が抑えられ、また、エンジン回転速度がスムーズかつ速やかに立ち上がって始動時間が短縮される。

また、図８、図９は、エンジン停止時にエンジン１の回転速度とロール角が変化する様子を示している。エンジン停止時も始動時と同様に、ロール振動抑制制御を行わない場合はエンジン１を停止する直前にロール角が大きく変動するが、ロール振動抑制制御を行うことで、ロール角の変動を大幅に抑えることができ、車体振動を起こすことなくエンジン１を停止させることができる。

第１の実施形態の作用効果をまとめると次の通りである。

第１の実施形態では、エンジン１の運転状態に基づきエンジン１の筒内圧力を推定し、推定した筒内圧力に基づきエンジン１のトルク変動を算出し、エンジン１のトルク変動と逆位相のトルクをトルク補正量として算出する。そして、モータジェネレータ２を回転駆動するためのトルク基本値Ｔ₀にこのトルク補正量を加えてモータジェネレータ２のトルク指令値Ｔを算出し、モータジェネレータ２のトルクがこのトルク指令値Ｔに等しくなるようトルク制御する。これにより、エンジン１のトルク変動がモータジェネレータ２のトルク補正量によって打ち消され、トルク変動に起因する車体振動を抑えることができる。

エンジン１の筒内圧力は、エンジン１のクランク角、吸気圧、圧縮行程における圧縮開始時期に基づき算出する。具体的には、エンジン１のクランク角と、圧縮行程における圧縮開始時期の吸気圧に基づき圧縮膨張行程における筒内圧力を算出する。これにより、始動時のエンジン１の筒内圧力を高い精度で算出し、エンジン１のトルク変動を正確に算出することができる。

圧縮開始時は、通常は吸気弁の閉弁時期となるが、始動時に圧縮行程の途中から回転をはじめた場合には、回転開始時が圧縮開始時とすればよく、これにより、始動時のエンジン１の筒内圧力をより高い精度で推定することができる。

さらに、エンジン１の温度、回転速度の少なくとも一つに基づいて筒内圧力を補正する。具体的には、エンジン１の温度、回転速度に応じてポリトロープ指数γを補正するようにしたことにより、エンジン１の筒内圧力、ひいてはエンジン１のトルク変動をさらに正確に算出することができる。

また、エンジン１の回転速度が所定回転速度よりも低いときに、トルク基本値にトルク補正量を加えてトルク指令値を算出するようにしたことにより、筒内での圧縮膨張に伴うトルク変動の影響が大きいときにトルク変動を抑制することができる。

また、エンジン１が燃焼していないときに、すなわち、筒内での圧縮膨張によって筒内圧が決まっていて筒内圧力を正確に求めることができるときに、トルク基本値Ｔ₀にトルク補正量を加えてトルク指令値Ｔを算出するようにしたことにより、トルク変動を高い精度で抑制することができる。

第２の実施形態
図１０は、第２の実施形態のハイブリッド車両の概略構成を示している。第１の実施形態と同じ構成については同じ参照符号を付して適宜説明を省略する。

第２の実施形態では、小型軽量化のためにモータジェネレータ２を第１の実施形態に比べて低出力のものに変更し、さらに燃費効果を高めるとともに、エンジン始動時に吸気弁の位相角を遅角化し、実圧縮比を低下させることによりトルク変動を低減するデコンプ機構を備えることで、エンジン１のトルク変動を低減している。

また、排気浄化のための触媒装置の浄化のため、触媒が劣化した場合に空燃比をリッチ側に制御して排気温度を上昇させる制御を行うため、吸気系にスロットル弁（図示せず）が設置されている。スロットル弁の開度はスロットルアクチュエータ３２によって変更される。

デコンプ機構は、可変動弁アクチュエータ３１により吸気カム軸３０を基本角に対してひねることにより、吸気弁の位相角を変更し、通常は圧縮行程初期で閉じられる吸気弁を、始動時においては圧縮行程中期で閉じるようにすることで、圧縮行程での空気の圧縮量を低減し、トルク変動を低減する機構である。

始動時は、エンジン１の回転速度がエンジンマウントの共振点を通過するので、このデコンプ機構を用いて、吸気弁の位相角を遅角化し、トルク変動を低減する。共振点を通過して所定回転速度に達すると、モータジェネレータ２はエンジン１の回転速度を一定に保つとともに、遅角化されていた吸気弁の位相角を進角側に戻す。そして、十分に筒内の圧力が上がり燃焼可能な状態になると、燃料噴射を開始することによりエンジン１は燃焼を開始する。

このように、第２の実施形態では、デコンプ機構によって始動時のトルク変動を低減するのであるが、それだけではエンジン１の大きなトルク変動を低減しきれないため、始動時には、第１の実施形態と同様にロール振動抑制制御を併用する。

ロール振動抑制制御においては、第１の実施形態と同様に、エンジン１の回転速度Ｎ_e、クランク角θ、エンジン水温Ｔ_wを検出する。ただし、デコンプ機構によって吸気弁の位相角が変化するため、吸気閉弁による圧縮開始時期を特定するため、吸気カム軸にカム角センサ２６を取り付け、カム角θ_Cを検出するようにしている。カム角センサ２６は各気筒の吸気閉弁時にパルスを発生するセンサである。

また、第２の実施形態では、上記の通り、スロットルにより吸気絞りを行う場合があり、吸気圧は常に１気圧とは限らないので、吸気圧センサ２７により吸気圧を検出するようにしている。

コントローラ２０は、これらの検出値に基づいて、第１の実施形態と同様にエンジン１のトルク変動を算出し、これに応じてモータジェネレータ２をトルク制御するのであるが、第２の実施形態では、上記の通り、モータジェネレータ２の出力が小さいため、第１の実施形態と同じ方法では、トルク指令値Ｔがモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えてしまう可能性がある。

発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えるようなトルク指令値Ｔが与えられると、モータジェネレータ２がトルク指令値Ｔに応じたトルクを発生できず、結果として、モータジェネレータ２が発生するトルクの平均値が基本トルクより小さくなってしまい、所望の回転上昇速度が得られず、始動時間が長くなってしまう。

そこで、この第２の実施形態では、トルク指令値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないように、トルク変動に対して補正係数Ｋを掛けたものの逆位相をトルク補正量としている（最大トルク補正）。この補正係数Ｋは以下のように決定される。

吸気閉弁後のトルクは式（２）により筒内圧が求めることができ、吸気閉弁時のＰ₀、Ｖ₀が決まれば、その後の膨張、圧縮に伴うトルク変動を算出することができる。そこで、トルク変動の最大値、最小値が現れる上死点前後６０度のトルク変動を算出し、その最大値、最小値を求める。トルク基本値Ｔ₀から、それら最大値、最小値を引いた差がトルク変動を打ち消すためのトルク指令値の最大値、最小値となるので、その何れかの絶対値|Ｔａ０|がモータジェネレータ２の発生可能トルクＴ_maxを超えていた場合には、次式（４）、

により補正係数Ｋを求め、その後の算出されたトルク変動に掛け、さらに、これに−１を掛けたものをトルク補正量Ｔとして算出するようにする。これにより、常に発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないトルク指令値Ｔを算出することができる。

ここで、発生可能トルクの最大値Ｔ_maxは、モータジェネレータ２自身の最大トルク（定格トルク）だけでなく、そのときのバッテリ１３の充電量Ｃも考慮して決定される。つまり、バッテリ１３が十分に充電されているときは、モータジェネレータ２の最大トルクまでトルクを発生させるが、バッテリ充電量Ｃが所定値以下（例えば、６０％以下）でバッテリ１３を節約する必要がある場合には、発生可能トルクの最大値Ｔ_maxの値をバッテリ１３の充電量Ｃに応じて減少させる。

また、補正係数Ｋを切り替えるときには、トルク指令値Ｔ（モータジェネレータ２のトルク）に段差が生じないよう、エンジン１のトルク変動がゼロのとき、特に、トルク変動が正から負に切り替わった時点で、補正係数Ｋを切り換えるようにする。

図１１は、コントローラ２０が実行するエンジン１のロール振動抑制制御の内容を示したものである。このフローは、コントローラ２０において所定時間ごと（例えば、１０ｍｓｅｃ毎）に繰り返し実行される。

これによると、まず、ステップＳ２１では、ロール振動抑制制御の実施条件を判定する。ロール振動抑制制御の実施条件としては、例えば、エンジン１の回転速度Ｎ_eが０ｒｐｍ以上であり、かつ、８００ｒｐｍ以下である場合に条件成立であると判定する。エンジン１の回転速度Ｎ_eが８００ｒｐｍ以下という条件に代えて、エンジン１で燃料噴射が行われていないという条件を用いても良い。

条件成立であればステップＳ２２以降に進み、条件不成立であればステップＳ３２に進んで、回転駆動のためのトルク基本値Ｔ₀をそのままモータジェネレータ２に対するトルク指令値Ｔとする。

ステップＳ２２では、ロール振動抑制制御に必要なパラメータである、エンジン１の回転速度Ｎ_e、クランク角θ、エンジン水温Ｔ_w、吸気圧Ｐ_i、カム角θ_C、バッテリ充電量Ｃを検出する。クランク角θは、１番気筒の排気上死点を０度として検出される。

ステップＳ２３では、カム角θ_Cより吸気閉弁時期であるかどうかを判定する。吸気閉弁時期でなければステップＳ２７に進む。吸気閉弁時期であった場合には、ステップＳ２４に進み、エンジン１のトルク変動の最大値、最小値を算出する。

ステップＳ２５では、バッテリ充電量Ｃからモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを決定し、ステップＳ２６では、それらとトルク基本値Ｔ₀から、式（３）により補正係数Ｋを算出し、これをＫ₁とおく。

ステップＳ２７では、エンジン１のトルク変動Ｔ_aを算出する。エンジン１のトルク変動Ｔ_aは第１の実施形態のステップＳ１３からステップＳ１９と同様に、筒内圧力の変動に基づきトルク変動を気筒毎に算出し、それらを足し合わせることで算出する。

ステップＳ２８では、トルク変動Ｔ_aがゼロであることをその符号が正から負に変わっているかに基づき判定し、変わっていれば補正係数ＫをステップＳ２６で算出したＫ₁に更新し、そうでなければ補正係数Ｋを更新しない。

ステップＳ３１では、補正係数Ｋを用い、次式（５）、

によりモータジェネレータ２のトルク指令値Ｔを算出する。

ステップＳ３２では、ステップＳ３１あるいはＳ３２で算出されたトルク指令値Ｔがインバータ１１に送信される。インバータ１１は、トルク指令値Ｔに応じたトルクを発生する界磁電流を、モータジェネレータ２に供給し、モータジェネレータ２のトルクを制御する。

図１２はロール振動抑制制御中にモータジェネレータ２が発生するトルクの一例を示したものである。エンジン１のトルク変動の逆位相をそのままトルク基本値に加えたものをトルク指令値Ｔとした場合、トルク指令値Ｔが発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えてしまい、トルクが発生可能トルクの最大値Ｔ_maxで打ち切られるが、第２の実施形態では、エンジン１のトルク変動に補正係数Ｋを掛けた値に基づきトルク指令値Ｔが算出されるので、モータジェネレータ２の指令値Ｔは常に発生可能トルクの最大値Ｔ_max以下に収めることができる。

図１３は、停車状態から走行が開始され、その後再び停車するまでの過程を示したタイムチャートである。時刻ｔ₂₁以前は、エンジン１が停止し、クラッチ４が解放された停車状態にあるとする。

時刻ｔ₂₁でアクセルペダルが踏み込まれ、アクセルスイッチがオンとなると、それに伴い、エンジン１を始動するために、モータジェネレータ２でエンジン１を回転駆動する。これにより、エンジン１並びにモータジェネレータ２の回転速度が上昇する。

また、これと並行して、アクセル操作量に基づいてモータジェネレータ３に対するトルク指令値が算出され、モータジェネレータ３からそのトルク指令値に応じたモータトルクを発生する。これにより、車両が駆動され、車速が次第に上昇する。

時刻ｔ₂₂でエンジン１の回転速度Ｎ_eが所定値（例えば、８００ｒｐｍ）に達すると、インジェクタから燃料噴射が開始される。時刻ｔ₂₁〜ｔ₂₃では、エンジン１の回転速度が８００ｒｐｍ以下であり、ロール振動抑制制御の実施条件が成立するので、ロール振動抑制制御が行われる。

時刻ｔ₂₃でクラッチ４が締結されると、その後の時刻ｔ₂₃〜ｔ₂₄では、エンジン１とモータジェネレータ３の両方の出力を使って車両が加速される。

時刻ｔ₂₄〜ｔ₂₅では車両が定速走行される。このとき、エンジン１を高効率領域で運転し、余ったエネルギーをバッテリ１３に蓄えるため、モータジェネレータ２で発電を行う。

時刻ｔ₂₅でアクセルスイッチがオフになると、それ以降燃料噴射が停止されると共に、モータジェネレータ３から回生トルクを発生し、車両を減速するとともに、その減速エネルギーを電気エネルギーとしてバッテリ１３に充電する。

そして、時刻ｔ₂₆で車速が所定値（例えば、１０ｋｍ／ｈ）にまで低下すると、クラッチ４が解放される。時刻ｔ₂₇では、エンジン１が停止され、時刻ｔ₂₈では、車両が停止される。

時刻ｔ₂₆〜ｔ₂₇では、エンジン回転速度が８００ｒｐｍ以下となってロール振動抑制制御の実施条件が成立するので、時刻ｔ₂₁〜ｔ₂₃と同様に、モータジェネレータ２を利用してのロール振動抑制制御が行われる。

図１４、図１５は、エンジン始動時にエンジン１の回転速度とロール角が変化する様子を示したものである。これに示されるように、ロール振動抑制制御を行う場合は、行わない場合に比べて、始動時やその後のアイドル運転時において、エンジン１のロール振動を抑え、かつ、短時間でスムーズにエンジン１の回転速度を上昇させることができる。

また、この実施形態では、特に、モータジェネレータ２のトルク指令値Ｔが発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないようにモータジェネレータ２のトルク補正量が補正係数Ｋによって補正されるので（最大トルク補正）、モータジェネレータ２が指令値どおりのトルクを発生できないといった事態を回避し、補正を行わないものに比べて高い振動抑制効果が得られる。

また、エンジン１が燃焼を開始した後のアイドル運転時においてもロール振動抑制制御を継続するようにしたことで、アイドル運転時においても振動低減効果が得られる。

第２の実施形態の作用効果をまとめると次の通りである。

第１の実施形態の作用効果に加え、第２の実施形態においては、エンジン１のトルク変動に補正係数Ｋを掛けて得られるトルクの逆位相のトルクをトルク補正量として算出し、トルク基本値Ｔ₀にトルク補正量を加えた値の絶対値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないようこの補正係数Ｋを１以下の値に設定する。これにより、モータジェネレータ２がトルク指令値Ｔに応じたトルクを発生できず、モータジェネレータ２が実際に発生するトルクの平均値が基本トルクＴ₀より小さくなってしまい、所望の回転上昇速度が得られず、結果として始動時間が長くなってしまうのを防止できる。

また、補正係数Ｋの更新を、エンジン１のトルク変動がゼロになるタイミングで行うようにしたことにより、トルク補正量に段差が生じるのを抑えることができ、トルク補正量が不連続に変化することによってトルク変動が生じるのを防止することができる。

また、モータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxをバッテリ１３の充電量Ｃに基づき決定するので、バッテリ１３の充電量Ｃが小さいときにはモータジェネレータ２の消費電力を抑え、バッテリ１３を節約することができる。

第３の実施形態
第３の実施形態のハイブリッド車両の構成は図１に示した第１の実施形態と同じであるが、モータジェネレータ２が第１の実施形態よりも小型のものに変更されている。このため、モータジェネレータ２が発生できるトルクが限られており、第１の実施形態と同様に回転駆動のための基本トルクに対してトルク変動分の逆位相をそのままトルク補正量として加えてトルク指令値Ｔを算出すると、トルク指令値Ｔがモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えてしまう可能性がある。トルク指令値Ｔがモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えると、第２の実施形態で述べたように、所望の回転上昇速度が得られず、始動時間が長くなるといった問題がある。

そこで、第３の実施形態では、トルク指令値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないよう、モータジェネレータ２のトルク補正量の波形形状を適宜変更するようにしている。

図１６に示す波形は、全て回転基本次数成分に関しては同一の振幅、位相を持つ波形である。波形形状が異なれば、回転基本次数成分が同一であっても振幅が異なり、その振幅は、エンジン１のトルク変動波形＞正弦波＞台形正弦波＞矩形波となる。ここで、直線的なピークトルクを、半周期の正弦波で結んだ波形を、台形正弦波と呼んでいる。

トルク変動の回転基本次数成分と同じ振幅で逆位相のトルクをモータジェネレータ２から発生させればトルク変動を効果的に低減することができ、波形形状を変更すれば、回転基本次数成分を変更することなく波形の振幅だけを小さくすることができる。第３の実施形態では、この点に着目し、これら４つの波形形状を効果的に使い分けることで、限られたトルクの中で、最大限のトルク変動低減効果が得られるようにしている。

吸気閉弁後のトルクは式（２）により筒内圧力が求められるので、吸気閉弁時のＰ₀、Ｖ₀が決まれば、その後の膨張、圧縮に伴うトルク変動を算出することができる。そこで、トルク変動の最大値、最小値が現れる上死点前後６０度のトルク変動を算出し、最大値Ｔ₁、最小値Ｔ₂を求めるとともに、そのトルク変動波形を周波数分析することにより、エンジン１のトルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_bと位相Ｐ_bを求める。

波形形状の選択は、モータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_max及びトルク基本値Ｔ₀、エンジン１のトルク変動の最大値Ｔ₁、最小値Ｔ₂、回転基本次数成分の振幅Ｔ_b及び位相Ｐ_bに基づき、以下の手順で行われる。

まず、トルク基本値Ｔ₀から最大値Ｔ₁、最小値Ｔ₂をそれぞれ引いた値の絶対値の大きい方が、モータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxより小さい場合、つまり、次式（６）、

の関係が成り立つ場合は、トルク変動に−１を掛けて逆位相にしたものをそのままトルク補正量とし、これをトルク基本値Ｔ₀に加算したものをトルク指令値Ｔとする（第１の実施形態と同じ）。

しかし、式（６）の関係が成り立たない場合は、第１の実施形態と同じ方法でトルク指令値Ｔを算出すると、発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えてしまう。そこで、この場合は、次式（７）、

関係が成り立つかどうか判断し、成り立つ場合は、トルク補正量の波形形状として正弦波を選択する。具体的には、回転基本次数成分の振幅及び位相がトルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_b及び位相Ｐ_bに等しくなる正弦波を求め、この正弦波の逆位相をトルク補正量とする。これにより、トルク変動の回転基本次数成分に関しては、それを抑制するトルク補正量を与えることができ、トルク変動を低減することができる。

式（７）の関係が成り立たない場合には、矩形波の振幅とその基本次数成分の比π/4より、次式（８）、

の関係が成り立つかさらに判断し、成り立てば、トルク補正量の波形形状として台形正弦波を選択し、回転基本次数成分の振幅及び位相が、ルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_b及び位相Ｐ_bに等しくなる台形正弦波を求め、この台形正弦波の逆位相をトルク補正量とする。

図１６で表される台形正弦波の振幅Ｔ_sと、その回転基本次数成分Ｔ_bの間には、

ａ：１／４周期正弦波位相角
の関係があるので、

となるときの１／４周期正弦波位相角ａを求めることにより、回転基本次数成分Ｔ_bを持つ台形正弦波を求めることができ、さらに位相Ｐ_bを持つ台形正弦波を求めれば、回転基本次数成分の振幅及び位相が、トルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_b及び位相Ｐ_bに等しい台形正弦波を求めることができる。台形正弦波の方が矩形波と比べ高周波成分が小さいので、この台形正弦波を選択することにより、高周波成分の悪化を最小限に抑えながら、回転基本次数成分の低減効果を得ることができる。

一方、式（８）の関係が成り立たないときは、振幅Ｔ_max−|Ｔ₀|、位相Ｐ_bの矩形波の逆位相をトルク補正とする。この場合、回転基本次数成分の振幅はトルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_bよりも小さくなるが、矩形波は振幅に対して最も大きな回転基本次数成分を持つため、限られたモータジェネレータ２のトルクで、トルク変動を最大限に抑えることができる。

ここで、モータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxはモータジェネレータ２自身の最大トルク（定格トルク）だけでなく、そのときのバッテリ１３の充電量Ｃも考慮して決定される。つまり、バッテリ１３が十分に充電されているときは、モータジェネレータ２の最大トルクまでトルクを発生させ、バッテリ１３の充電量Ｃが所定値以下（例えば、６０％以下）となっており、バッテリ１３を節約する必要がある場合には、発生可能トルクの最大値Ｔ_maxの値をバッテリ１３の充電量Ｃに応じて減少させる。

図１７は、コントローラ２０が実行するエンジン１のロール振動抑制制御の内容を示したものである。このフローは、コントローラ２０において所定時間ごと（例えば、１０ｍｓｅｃ毎）に繰り返し実行される。

これによると、まず、ステップＳ３１で、ロール振動抑制制御の実施条件を判定する。実施条件としては、例えば、エンジン１の回転速度Ｎ_eが０ｒｐｍ以上で、かつ、エンジン１で燃料噴射が行われていない場合に条件成立と判定する。燃料噴射が行われていないという条件に代えて、エンジン１の回転速度Ｎ_eが所定回転速度（例えば、８００ｒｐｍ）以下という条件を用いても良い。

条件成立であればステップＳ３２以降に進み、条件不成立であればステップＳ４４に進み、モータジェネレータ２の回転駆動のためのトルク基本値Ｔ₀をそのままモータジェネレータ２のトルク指令値Ｔとする。

ステップＳ３２では、ロール振動抑制制御に必要なパラメータである、エンジン１の回転速度Ｎ_e、クランク角θ、エンジン水温Ｔ_w、バッテリ１３の充電量Ｃを検出する。クランク角θは、１番気筒の排気上死点を０度として検出される。

ステップＳ３３では、吸気閉弁時期であるかどうかを判定し、吸気閉弁時期でなければステップＳ４３に進んでそれまでと同一の波形形状でトルク補正量を算出し、これをトルク基本値Ｔ₀に加えてトルク指令値Ｔを算出する。

吸気閉弁時期であった場合には、ステップＳ３４に進み、エンジン１のトルク変動の最大値Ｔ₁、最小値Ｔ₂、トルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_b及び位相Ｐ_bを算出する。

ステップＳ３５では、バッテリ１３の充電量Ｃに基づきモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを決定する。

ステップＳ３６では、式（６）の関係が成立しているかどうかを判定し、成立していればステップＳ３７に進み、トルク補正量の波形をエンジン１のトルク変動の逆位相とする。

成立していない場合は、ステップＳ３８に進み、式（７）の関係が成立しているかどうかを判定する。成立していればステップＳ３９に進み、正弦波をトルク補正量の波形として選択する。

成立していない場合は、ステップＳ４０に進み、式（８）の関係が成立しているかどうかを判定し、成立していればステップＳ４１に進み、台形正弦波をトルク補正量の波形として選択する。成立していない場合は、ステップＳ４２に進んで、矩形波をトルク補正量の波形として選択する。

ステップＳ３７〜Ｓ４２でトルク補正量の波形形状を選択したら、ステップＳ４３に進み、それぞれのトルク変動波形に応じてトルク補正量を算出し、これをトルク基本値Ｔ₀に加えることでトルク指令値Ｔを算出する。

ステップＳ４５では、ステップＳ４３あるいはＳ４３で算出されたトルク指令値Ｔがインバータ１１に送信される。インバータ１１は、トルク指令値Ｔに応じたトルクを発生する界磁電流をモータジェネレータ２に供給し、モータジェネレータ２のトルクを制御する。

図１８は、停車状態から走行が開始され、その後再び停車するまでの過程を示したタイムチャートである。時刻ｔ₃₁以前は、エンジン１が停止し、クラッチ４が解放された停車状態にあるとする。

時刻ｔ₃₁ではアクセルペダルが踏み込まれ、アクセルスイッチがオンとなる。それに伴い、エンジン１を始動するため、モータジェネレータ２でエンジン１を回転駆動する。これにより、エンジン１、モータジェネレータ２の回転速度が上昇する。

また、これと並行して、アクセル操作量に基づいてモータジェネレータ３のトルク指令値が算出され、そのトルク指令値に応じたトルクをモータジェネレータ３から発生させる。この結果、車両が駆動され、車速が次第に上昇する。

時刻ｔ₃₁〜ｔ₃₂では、エンジン１の回転速度が８００ｒｐｍ以下で、かつ、燃料噴射が行われていないので、ロール振動抑制制御の実施条件が成立し、ロール振動抑制制御が行われる。具体的には、エンジン１がモータリング状態にある時にエンジン出力軸に発生するトルク変動を算出し、その逆位相分に相当する補正値を回転駆動のためのトルク基本値Ｔ₀に加算することにより、モータジェネレータ２に対するトルク指令値を補正し、モータジェネレータ２をトルク制御する。このとき、トルク指令値Ｔはモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないよう、その波形形状がトルク変動波形、正弦波、台形正弦波、矩形波の中から選択される。

時刻ｔ₃₂でエンジン１の回転速度Ｎ_eが所定値（例えば、８００ｒｐｍ）に達すると、インジェクタから燃料噴射が開始される。燃料噴射が開始されたことによってロール振動抑制制御の実施条件が不成立となり、以後、ロール振動抑制制御は停止される。

時刻ｔ₃₃では、クラッチ４が締結され、時刻ｔ₃₃〜ｔ₃₄では、エンジン１とモータジェネレータ５の両方の出力を使って車両が加速される。その後の時刻ｔ₃₄〜ｔ₃₅では車両が定速走行される。このとき、エンジン１を高効率領域で運転し、余ったエネルギーをバッテリに蓄えるため、モータジェネレータ２で発電を行う。

時刻ｔ₃₅でアクセルスイッチがオフになると、それ以降燃料噴射が停止されると共に、モータジェネレータ３から回生トルクを発生し、車両を減速するとともに、その減速エネルギーを電気エネルギーとしてバッテリ１３に充電する。

そして、時刻ｔ₃₆で車速が所定値（例えば、１０ｋｍ／ｈ）にまで低下すると、クラッチ４が解放され、時刻ｔ₃₇でエンジン１が停止され、その後、時刻ｔ₃₈で車両が停止される。

時刻ｔ₃₆〜ｔ₃₇においても、エンジン１の回転速度が８００ｒｐｍ以下で、かつ、燃料噴射が行われていないので、ロール振動抑制制御の実施条件が成立し、時刻ｔ₃₁〜ｔ₃₂と同様にロール振動抑制制御が行われる。

図１９、図２０は、第３の実施形態において、エンジン始動時にエンジン１の回転速度とロール角が変化する様子を示したものである。この第３の実施形態では、モータジェネレータ２が小型軽量化されているために、その発生可能なトルクには限りがあるが、上記の通り、トルク指令値Ｔが発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないようトルク補正量の波形形状が選択されるので、始動時のエンジン振動を低減しながら、回転上昇速度の低下を招くことなく、必要な始動時間でエンジン回転速度を上昇させることができる。

第３の実施形態の作用効果をまとめると次の通りである。

第１の実施形態の作用効果に加え、エンジン１のトルク変動の最大値Ｔ₁または最小値Ｔ₂と基本トルクＴ₀の差の絶対値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxよりも大きい場合は、トルク指令値Ｔがモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを超えないようにエンジン１及びモータジェネレータ２の運転状態に応じてトルク補正量の波形形状を変更するようにした。具体的には、トルク補正量の波形形状を、回転基本次数成分の位相がエンジンのトルク変動の回転基本次数成分の位相Ｐ_bに等しく、かつ、波形の振幅が回転基本次数成分の振幅よりも小さくなる波形の逆位相としたことにより、モータジェネレータ２のトルクが充分でない場合であっても、モータ指令値Ｔをモータ発生可能トルクの最大値以下に抑えつつ、トルク変動の回転基本次数成分を抑え、高い振動抑制効果が期待できる。

このとき、エンジン１のトルク変動の最大値Ｔ₁または最小値Ｔ₂と基本トルクＴ₀の差の絶対値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxを大きいが、トルク基本値Ｔ₀にエンジン１のトルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_bを加えた値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxよりも小さい場合は、トルク補正量の波形形状を、エンジン１のトルク変動の回転基本次数成分と同じ振幅を有する正弦波の逆位相とした。また、トルク基本値Ｔ₀にエンジン１のトルク変動の回転基本次数成分の振幅Ｔ_bを加えた値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxよりも大きいが、トルク基本値Ｔ₀にエンジン１のトルク変動の回転基本次数成分の振幅のπ／４倍を加えた値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxよりも小さい場合は、トルク補正量の波形を、エンジン１のトルク変動の回転基本次数成分と同じ振幅を有する台形正弦波の逆位相とした。これにより、他の周波数成分の悪化を防止しながら、トルク変動の回転基本次数成分については十分に抑え、限られたモータジェネレータ２のトルクで高い振動抑制効果が期待できる。

また、トルク基本値Ｔ₀にエンジン１のトルク変動の回転基本次数成分の振幅のπ／４倍を加えた値がモータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxよりも大きい場合は、トルク補正量の波形形状を、モータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxからトルク基本値Ｔ₀を減じた値に等しい振幅を有する矩形波の逆位相とした。矩形波は振幅に対して最も大きな回転基本次数成分を持つので、限られたモータジェネレータ２のトルクでトルク変動の回転基本次数成分を最大限に抑えることができる。

なお、第３の実施形態では、エンジン１のトルク変動に対してモータジェネレータ２が発生可能なトルクに余裕が少なくなるにつれ、波形形状を、トルク変動に対応する波形形状から、正弦波、台形正弦波、矩形波の順に変更するようにしているが、変更される波形形状、変更の順序は適宜変更することができ、例えば、正弦波の次の波形を、台形正弦波を飛ばして矩形波としてもよく、あるいは、波形形状をトルク変動に対応する波形形状から矩形波まで滑らかに変形させるようにしても構わない。

また、第２の実施形態と同じく、モータジェネレータ２の発生可能トルクの最大値Ｔ_maxをバッテリ１３の充電量Ｃに基づき決定するようにしており、バッテリ１３の充電量Ｃが小さいときにはモータジェネレータ２の消費電力を抑え、バッテリ１３を節約することができる。

第１の実施形態のハイブリッド車両の概略構成図である。 エンジンのクランク角と筒内圧力の関係を示した図である。 エンジンのトルク変動の実測値と計算値と対比させた図である。 第１の実施形態においてコントローラが行うロール振動抑制制御の内容を示したフローチャートである。 第１の実施形態の作用効果を説明するためのタイムチャートである。 エンジン始動時にエンジンの回転速度が変化する様子を示した図である。 エンジン始動時にエンジンのロール角が変化する様子を示した図である。 エンジン停止時にエンジンの回転速度が変化する様子を示した図である。 エンジン停止時にエンジンのロール角が変化する様子を示した図である。 第２の実施形態のハイブリッド車両の概略構成図である。 第２の実施形態においてコントローラが行うロール振動抑制制御の内容を示したフローチャートである。 ロール振動抑制制御中のモータジェネレータ２の発生トルクの一例を示した図である。 第２の実施形態の作用効果を説明するためのタイムチャートである。 エンジン始動時にエンジンの回転速度が変化する様子を示した図である。 エンジン始動時にエンジンのロール角が変化する様子を示した図である。 トルク変動の波形とその他の波形の関係を示した図である。 第３の実施形態においてコントローラが行うロール振動抑制制御の内容を示したフローチャートである。 第３の実施形態の作用効果を説明するためのタイムチャートである。 エンジン始動時にエンジンの回転速度が変化する様子を示した図である。 エンジン始動時にエンジンのロール角が変化する様子を示した図である。

符号の説明

１ エンジン
２、３ モータジェネレータ（回転電機）
４ クラッチ
５ 変速機
９ クラッチアクチュエータ
１１、１２ インバータ
１３ バッテリ
１４ 燃料噴射装置
２０ コントローラ

Claims (19)

1. 回転電機が出力軸に接続されたエンジンの振動抑制装置において、
   前記エンジンの運転状態に基づき前記エンジンの筒内圧力を推定する手段と、
   前記推定した筒内圧力に基づき前記エンジンのトルク変動を算出する手段と、
   前記エンジンのトルク変動と逆位相のトルクをトルク補正量として算出する手段と、
   前記回転電機を回転駆動するためのトルク基本値に前記トルク補正量を加えて前記回転電機のトルク指令値を算出する手段と、
   前記回転電機のトルクが前記トルク指令値に等しくなるよう前記回転電機をトルク制御する手段と、
   を備えたことを特徴とするエンジンの振動抑制装置。
2. 前記筒内圧力を推定する手段は、前記エンジンのクランク角、吸気圧、圧縮行程における圧縮開始時期に基づき前記エンジンの筒内圧力を算出することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの振動抑制装置。
3. 前記筒内圧力を推定する手段は、前記エンジンのクランク角と、圧縮行程における圧縮開始時期の吸気圧に基づき圧縮膨張行程における筒内圧力を算出することを特徴とする請求項２に記載のエンジンの振動抑制装置。
4. 前記筒内圧力を推定する手段は、前記エンジンの吸気弁閉弁時期を圧縮開始時期とすることを特徴とする請求項２または３に記載のエンジンの振動制御装置。
5. 前記筒内圧力を推定する手段は、エンジン始動時、前記エンジンが圧縮行程の途中から回転し始める場合は、前記エンジンの回転開始時を圧縮開始時期とすることを特徴とする請求項２から４のいずれかひとつに記載のエンジンの振動制御装置。
6. 前記筒内圧力を推定する手段は、前記エンジンの温度、回転速度の少なくとも一つに基づいて前記筒内圧力を補正することを特徴とする請求項１から５のいずれかひとつに記載のエンジンの振動制御装置。
7. 前記トルク補正量を算出する手段は、前記エンジンのトルク変動に補正係数を掛けたものの逆位相を前記トルク補正量として算出し、
   前記トルク基本値に前記トルク補正量を加えた値の絶対値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値を超えないよう前記補正係数を１以下の値に設定することを特徴とする請求項１から６のいずれかひとつに記載のエンジンの振動抑制装置。
8. 前記トルク補正量を算出する手段は、前記エンジンのトルク変動がゼロになるタイミングで前記補正係数を更新することを特徴とする請求項７に記載のエンジンの振動抑制装置。
9. 前記エンジンのトルク変動の最大値または最小値と前記基本トルクの差の絶対値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値よりも大きい場合に、前記トルク指令値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値を超えないように前記エンジン及び回転電機の運転状態に応じて前記トルク補正量の波形形状を変更する手段を備えたことを特徴とする請求項１から６のいずれかひとつに記載のエンジンの振動抑制装置。
10. 前記波形形状を変更する手段は、前記トルク補正量の波形形状を、回転基本次数成分の位相が前記エンジンのトルク変動の回転基本次数成分の位相に等しく、かつ、波形の振幅が前記回転基本次数成分の振幅よりも小さくなる波形の逆位相に変更することを特徴とする請求項９に記載のエンジンの振動抑制装置。
11. 前記波形形状を変更する手段は、前記トルク補正量の波形形状を、前記エンジンのトルク変動の回転基本次数成分と同じ振幅を有する正弦波の逆位相に変更することを特徴とする請求項１０に記載のエンジンの振動抑制装置。
12. 前記波形形状を変更する手段は、前記エンジンのトルク変動の最大値または最小値と前記基本トルクの差の絶対値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値よりも大きいが、前記トルク基本値に前記エンジンのトルク変動の回転基本次数成分の振幅を加えた値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値よりも小さい場合に、前記トルク補正量の波形形状を前記正弦波の逆位相に変更することを特徴とする請求項１１に記載のエンジンの振動抑制装置。
13. 前記波形形状を変更する手段は、前記トルク補正量の波形形状を、前記エンジンのトルク変動の回転基本次数成分と同じ振幅を有する台形正弦波の逆位相に変更することを特徴とする請求項９に記載のエンジンの振動抑制装置。
14. 前記波形形状を変更する手段は、前記トルク基本値に前記エンジンのトルク変動の回転基本次数成分の振幅を加えた値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値よりも大きく、前記トルク基本値に前記エンジンのトルク変動の回転基本次数成分の振幅のπ／４倍を加えた値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値よりも小さい場合に、前記トルク補正量の波形形状を前記台形正弦波の逆位相に変更することを特徴とする請求項１２または１３に記載のエンジンの振動抑制装置。
15. 前記波形形状を変更する手段は、前記トルク補正量の波形形状を、前記回転電機の発生可能トルクの最大値から前記トルク基本値を減じた値に等しい振幅を有する矩形波の逆位相に変更することを特徴とする請求項９に記載のエンジンの振動抑制装置。
16. 前記波形形状を変更する手段は、前記トルク基本値に前記エンジンのトルク変動の回転基本次数成分の振幅のπ／４倍を加えた値が前記回転電機の発生可能トルクの最大値よりも大きい場合に、前記トルク補正量の波形形状を前記矩形波の逆位相に変更することを特徴とする請求項１２、１４または１５に記載のエンジンの振動抑制装置。
17. 前記回転電機には前記回転電機に電力を供給するバッテリが接続されており、
    前記回転電機の発生可能トルクの最大値を前記バッテリの充電量に基づき決定する手段を備えたことを特徴とする請求項７から１６のいずれかひとつに記載のエンジンの振動抑制装置。
18. 前記トルク指令値を算出する手段は、前記エンジンの回転速度が所定回転速度よりも低いときに前記トルク基本値に前記トルク補正量を加えて前記トルク指令値を算出することを特徴とする請求項１から１７のいずれかひとつに記載のエンジンの振動制御装置。
19. 前記トルク指令値を算出する手段は、前記エンジンが燃焼していないときに前記トルク基本値に前記トルク補正量を加えて前記トルク指令値を算出することを特徴とする請求項１から１８のいずれかひとつに記載のエンジンの振動制御装置。

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