JP3377908B2 - 内燃機関の燃料噴射制御装置 - Google Patents
内燃機関の燃料噴射制御装置Info
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- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
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- F02D41/14—Introducing closed-loop corrections
- F02D41/1438—Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor
- F02D41/1444—Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor characterised by the characteristics of the combustion gases
- F02D41/1454—Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor characterised by the characteristics of the combustion gases the characteristics being an oxygen content or concentration or the air-fuel ratio
- F02D41/1456—Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor characterised by the characteristics of the combustion gases the characteristics being an oxygen content or concentration or the air-fuel ratio with sensor output signal being linear or quasi-linear with the concentration of oxygen
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- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
- Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
- Feedback Control In General (AREA)
Description
射制御装置に関する。
が導入され、気筒に実際に吸入される燃料量が目標燃料
量に一致するように、漸化式形式の制御則である最適レ
ギュレータにより求めた最適フィードバックゲインを用
いて制御する技術が提案されており、その例としては特
開平1−110,853号の技術を挙げることができ
る。
平6−66,594号などにおいて現代制御理論の一つ
で漸化式形式の制御則である適応制御を用いた内燃機関
の燃料噴射制御を提案している。ところで、内燃機関に
上記した最適レギュレータや適応制御を用いた燃料噴射
制御ないしは空燃比制御装置を搭載するとき、内燃機関
の演算時間は機関回転数の変動により増減すると共に、
搭載するマイクロコンピュータも性能上の制約から自由
ではない。また、通常の燃料制御サイクルはTDCごと
であるが、燃料を噴射してから制御結果を検出するまで
に8〜12TDC程度必要であるため、8〜12制御サ
イクルの無駄時間が存在する。制御対象の無駄時間が大
きいことは、少ない場合に比して一般的に制御性が悪化
する。特に、漸化式形式の制御器である適応制御器にお
いては、これが顕著である。
解決し、制御性を確保しつつ実機に漸化式形式の制御器
ないし適応制御器を現実に使用できるようにした内燃機
関の燃料噴射制御装置を提供することにある。
めに、請求項1項にあっては、内燃機関の排気空燃比を
検出する空燃比検出手段と、および少なくとも前記検出
された排気空燃比に基づいて漸化式形式の適応制御器で
あって自らの出力を過去値も含めて入力する制御器を用
いて前記内燃機関の燃料噴射量を操作量として目標値に
一致させるべく、前記内燃機関の燃料噴射量を、所定の
クランク角度に同期して実行される燃料制御サイクルご
とに制御する燃料噴射量制御手段とを備えた内燃機関の
燃料噴射制御装置において、前記燃料噴射量制御手段
は、前記適応制御器で用いる適応パラメータを所定の周
期に同期して算出する適応パラメータ調整機構を備え、
前記漸化式形式の適応制御器を、機関回転数が演算時間
に余裕のある所定の回転数未満のときは前記燃料制御サ
イクルに同期させて作動させると共に、前記機関回転数
が前記所定の回転数以上の演算時間の少ないときは前記
燃料制御サイクルより長い周期に同期させて作動させる
如く構成した。
御手段は、前記適応パラメータ調整機構に少なくとも検
出された排気空燃比を入力すると共に、前記機関回転数
が所定の第2の回転数以上の演算時間の少ないときは前
記適応パラメータ調整機構を前記燃料制御サイクルより
長い周期に同期させて作動させるように構成した。
クルより長い周期は、前記燃料制御サイクルの整数倍に
相当する値である如く構成した。
適応制御器に入力する検出空燃比は、前記漸化式形式の
適応制御器の作動周期よりも短い周期で検出された複数
の値に基づく値である如く構成した。
タ調整機構が入力する検出空燃比は、前記適応パラメー
タ調整機構の作動周期よりも短い周期で検出された複数
の値に基づく値である如く構成した。
制御器を所定の運転状態においては前記燃料制御サイク
ルより長い周期に同期させて作動させる、より具体的に
は機関回転数が演算時間に余裕のある所定の回転数未満
のときは前記燃料制御サイクルに同期させて作動させる
と共に、機関回転数が前記所定の回転数以上の演算時間
の少ないときは前記燃料制御サイクルより長い周期に同
期させて作動させる如く構成したので、漸化式形式の適
応制御器により増加する演算量を低減して車載コンピュ
ータの負荷を低減することができ、通例の車載コンピュ
ータでも1TDC内に演算を完了することができる。
前記内燃機関の高回転時を意味する。即ち、高回転時に
は1回の演算に使用できる時間が短縮するが、上記のよ
うに構成することによって高回転時にも適応制御を継続
することができる。他方、高回転時には適応パラメータ
および検出空燃比のばらつきが比較的少ないので、上記
のように構成しても制御性を悪化させることがない。従
って、高回転時などの演算時間が少ない運転状態におい
ても、適応制御を継続することができ、良好な空燃比制
御性を確保することができる。
御器を用いる如く構成したので、ランダウなどの調整則
を用いたパラメータ調整機構を有する適応制御アルゴリ
ズムを用いてフィードバック補正係数を適応的に算出す
る場合、漸化式形式の制御器の中でも特に演算時間の長
い適応制御器により増加する演算量を低減して車載コン
ピュータの負荷を低減することができ、通例の車載コン
ピュータでも1TDC内に演算を完了することができ
る。
御手段は、前記適応パラメータ調整機構に少なくとも検
出された排気空燃比を入力すると共に、前記機関回転数
が所定の第2の回転数以上の演算時間の少ないときは前
記適応パラメータ調整機構を前記燃料制御サイクルより
長い周期に同期させて作動させる如く構成したので、上
で述べた作用ないし効果に加えて、前記適応パラメータ
調整機構を特定気筒の燃料制御サイクルに同期させて演
算させることができ、演算時間を更に短縮させることが
でき、高回転時にも適応制御を継続して行うことができ
る。ここで、前記燃料制御サイクルより長い周期は、よ
り具体的には、請求項3項に規定する如く、燃料制御サ
イクルの整数倍に相当する値である如く構成した。
適応制御器に入力する検出空燃比は、前記漸化式形式の
適応制御器の作動周期よりも短い周期で検出された複数
の値に基づく値である如く構成したので、上で述べた作
用ないし効果に加え、例えばその複数の値を複数の検出
値の平均値とすることにより、特定の気筒の所定のクラ
ンク角度で常に動作するときも、その特定気筒の燃焼状
態のみを強く反映する不都合がない。
タ調整機構が入力する検出空燃比は、前記適応パラメー
タ調整機構の作動周期よりも短い周期で検出された複数
の値に基づく値である如く構成したおで、同様に例えば
その複数の値を複数の検出値の平均値とすることによ
り、特定の気筒の所定のクランク角度で常に動作すると
きも、その特定気筒の燃焼状態のみを強く反映する不都
合がない。
の実施の形態を説明する。
制御装置を概略的に示す全体図である。
の内燃機関を示しており、吸気管12の先端に配置され
たエアクリーナ14から導入された吸気は、スロットル
弁16でその流量を調節されつつサージタンク18と吸
気マニホルド20を経て、2個の吸気弁(図示せず)を
介して第1から第4気筒へと流入される。各気筒の吸気
弁(図示せず)の付近にはインジェクタ22が設けられ
て燃料を噴射する。噴射されて吸気と一体となった混合
気は、各気筒内で図示しない点火プラグで第1、第3、
第4、第2気筒の順で点火されて燃焼してピストン(図
示せず)を駆動する。
せず)を介して排気マニホルド24に排出され、排気管
26を経て触媒装置(三元触媒)28で浄化されて機関
外に排出される。上記で、スロットル弁16はアクセル
ペダル(図示せず)とは機械的に切り離され、パルスモ
ータMを介してアクセルペダルの踏み込み量および運転
状態に応じた開度に制御される。また、吸気管12に
は、スロットル弁16の配置位置付近にそれをバイパス
するバイパス路32が設けられる。
気側に還流させる排気還流機構100が設けられる。
100の排気還流路121は、一端121aが排気管2
6の触媒装置28(図2に図示省略)の上流側に、他端
121bが吸気管12のスロットル弁16(図2で図示
省略)の下流側に連通する。この排気還流路121の途
中には、排気還流量を調節する排気還流弁(還流ガス制
御弁)122および容積室121cが、設けられる。こ
の排気還流弁122はソレノイド122aを有する電磁
弁であり、ソレノイド122aは後述する制御ユニット
(ECU)34に接続され、制御ユニット34からの出
力によってその弁開度をリニアに変化させる。排気還流
弁122には、その弁開度を検出するリフトセンサ12
3が設けられ、その出力は制御ユニット34に送出され
る。
36との間も接続され、キャニスタ・パージ機構200
が設けられる。
す如く、密閉された燃料タンク36の上部と吸気管12
のスロットル弁16の下流側との間に構成された、蒸気
供給通路221、吸着剤231を内蔵するキャニスタ2
23、及びパージ通路224からなる。蒸気供給通路2
21の途中には2ウェイバルブ222が装着され、パー
ジ通路224の途中にはパージ制御弁225、パージ通
路224を流れる燃料蒸気を含む混合気の流量を検出す
る流量計226、および該混合気中のHC濃度を検出す
るHC濃度センサ227が設けられる。パージ制御弁
(電磁弁)225は後述の如く制御ユニット34に接続
され、それからの信号に応じて制御されて開弁量をリニ
アに変化させる。
料タンク36内で発生した燃料蒸気(燃料ベーパ)は、
所定の設定量に達すると2ウェイバルブ222の正圧バ
ルブを押し開き、キャニスタ223に流入し、吸着剤2
31によって吸着され貯蔵される。制御ユニット34か
らのオンオフ制御信号のデューティ比に応じた開弁量だ
けパージ制御弁225が開弁されると、キャニスタ22
3に一時貯えられていた蒸発燃料は、吸入管12内の負
圧により、外気取込口232から吸入された外気と共に
パージ制御弁225を経て吸気管12へ吸引され、各気
筒へ送られる。また外気などで燃料タンク36が冷却さ
れて燃料タンク内の負圧が増すと、2ウェイバルブ22
2の負圧バルブが開弁し、キャニスタ223に一時貯え
られていた蒸発燃料は燃料タンク36へ戻される。
ブタイミング機構300(図1にV/T と示す)を備え
る。可変バルブタイミング機構300は例えば、特開平
2−275,043号公報に記載されており、機関回転
数Neおよび吸気圧力Pbなどの運転状態に応じて機関
のバルブタイミングV/T を図4に示す2種のタイミング
特性LoV/T, HiV/Tの間で切り換える。但し、それ自体は
公知な機構なので、説明は省略する。尚、このバルブタ
イミング特性の切り換えには、2個の吸気弁の一方を休
止する動作を含む。
ュータ(図示せず)内にはピストン(図示せず)のクラ
ンク角度位置を検出するクランク角センサ40が設けら
れると共に、スロットル弁16の開度を検出するスロッ
トル開度センサ42、スロットル弁16下流の吸気圧力
Pb を絶対圧力で検出する絶対圧センサ44も設けられ
る。また、内燃機関10の適宜位置には大気圧Pa を検
出する大気圧センサ46が設けられ、スロットル弁16
の上流側には吸入空気の温度を検出する吸気温センサ4
8が設けられると共に、機関の適宜位置には機関冷却水
温を検出する水温センサ50が設けられる。また、油圧
を介して可変バルブタイミング機構300の選択するバ
ルブタイミング特性を検出するバルブタイミング(V/T
)センサ52(図1で図示省略)も設けられる。更
に、排気系において、排気マニホルド24の下流側で触
媒装置28の上流側の排気系集合部には、広域空燃比セ
ンサ54が設けられる。これらセンサ出力は、制御ユニ
ット34に送られる。
ック図である。広域空燃比センサ54の出力は検出回路
62に入力され、そこで適宜な線型化処理が行われてリ
ーンからリッチにわたる広い範囲において排気ガス中の
酸素濃度に比例したリニアな特性からなる検出信号を出
力する(以下、この広域空燃比センサを「LAFセン
サ」と呼ぶ)。
6およびA/D変換回路68を介してCPU内に入力さ
れる。CPUはCPUコア70、ROM72、RAM7
4を備え、検出回路62の出力はより詳しくは、所定の
クランク角度(例えば15度)ごとにA/D変換され、
RAM74内のバッファの1つに順次格納される。12
個のバッファには後で図53に示すように、0から11
までのNo.が付される。また、スロットル開度センサ
42などのアナログセンサ出力も同様にマルチプレクサ
66およびA/D変換回路68を介してCPU内に取り
込まれ、RAM74に格納される。
形回路76で波形整形された後、カウンタ78で出力値
がカウントされ、カウント値はCPU内に入力される。
CPUにおいてCPUコア70は、ROM72に格納さ
れた命令に従って後述の如く制御値を演算し、駆動回路
82を介して各気筒のインジェクタ22を駆動する。更
に、CPUコア70は、駆動回路84,86,88を介
して電磁弁90(2次空気量を調節するバイパス路32
の開閉)、および前記した排気還流制御用電磁弁122
ならびにキャニスタ・パージ制御用電磁弁225を駆動
する。尚、図5でリフトセンサ123、流量計226お
よびHC濃度センサ227の図示は省略した。
ロー・チャートである。
した機関回転数Neおよび吸気圧力Pb などを読み出
し、S12に進んでクランキングか否か判断し、否定さ
れるときはS14に進んでフューエルカットか否か判断
する。フューエルカットは、所定の運転状態、例えばス
ロットル弁開度が全閉位置にあり、かつ機関回転数が所
定値以上であるときに行われ、燃料供給が停止されて噴
射量はオープンループで制御される。
されたときはS16に進み、検出した機関回転数Neと
吸気圧力Pbとからマップを検索して基本燃料噴射量T
imを算出する。次いでS18に進んでLAFセンサ54
の活性化が完了したか否か判定する。これは例えば、L
AFセンサ54の出力電圧とその中心電圧との差を所定
値(例えば0.4V)と比較し、差が所定値より小さい
とき活性化が完了したと判定することで行う。活性化が
完了したと判断されるときはS20に進み、フィードバ
ック制御領域か否か判断する。高回転、全開増量、ない
しは高水温などにより運転状態が変化したようなとき
は、噴射量はオープンループ制御される。S20でフィ
ードバック制御領域と判断されるときはS22に進み、
LAFセンサ検出値(出力)を読み込み、S24に進ん
で検出値から検出空燃比KACT(k) (k:離散系のサンプ
リング時刻。以下同じ)を求める。次いでS26に進ん
でPID制御則によるフィードバック補正係数KLAF(k)
を演算する。
正係数KLAFは、以下の通り演算される。
制御偏差DKAFを DKAF(k) =KCMD(k-d’) −KACT(k) と求める。上記でKCMD(k-d’) :目標空燃比(ここで
d’はKCMDがKACTに反映されるまでの無駄時間を示し、
よって無駄時間制御周期前の目標空燃比を意味する)、
KACT(k) :検出空燃比(今回制御周期の)を示す。尚、
この明細書で空燃比は目標値KCMDも検出値KACTも実際は
当量比、即ち、Mst/M=1/λで示している(Mst:
理論空燃比、M=A/F(A:空気消費量、F:燃料消
費量、λ:空気過剰率))。
AFP(k)、I項KLAFI(k)、およびD項KLAFD(k)を P項:KLAFP(k)=DKAF(k) ×KP I項:KLAFI(k)=KLAFI(k-1)+DKAF(k) ×KI D項:KLAFD(k)=(DKAF(k) −DKAF(k-1) )×KD と求める。
じて求め、I項は偏差に積分ゲインKIを乗じて得た値を
フィードバック補正係数の前回値KLAFI(k-1)に加算して
求め、D項は偏差の今回値DKAF(k) と前回値DKAF(k-1)
の差に微分ゲインKDを乗じて求める。尚、各ゲインKP,K
I,KDは、機関回転数と機関負荷に応じて求められ、より
具体的にはマップを用いて機関回転数Neと吸気圧力P
bとから検索できるように設定しておく。最後に、よっ
て得た値を KLAF(k) =KLAFP(k)+KLAFI(k)+KLAFD(k) と合算してPID制御則によるフィードバック補正係数
の今回値KLAF(k) とする。尚、この場合、乗算補正によ
るフィードバック補正係数とするため、オフセット分で
ある1.0はI項KLAFI(k)に含まれているものとする
(即ち、KLAFI(k)の初期値は1.0とする)。
28に進んで適応制御則によるフィードバック補正係数
KSTR(k) を演算する。この適応制御則によるフィードバ
ック補正係数KSTR(k) については後で詳しく説明する。
量Timに目標空燃比補正係数KCMDMおよびその他の補正
係数KTOTAL(水温補正など乗算で行う各種の補正係数の
積算値)を乗算し、内燃機関が要求する要求燃料噴射量
Tcyl(k)を決定する。この制御においては前述の通り目
標空燃比を実際には当量比で求めていると共に、それを
燃料噴射量の補正係数としても用いる。尚、詳しくは気
化熱で吸入空気の充填効率が相違することから、目標空
燃比に適宜な特性で充填効率補正を施して目標空燃比補
正係数KCMDM とする。
l(k)に、S26もしくはS28で求めたフィードバック
補正係数KLAF(k) もしくはKSTR(k) のいずれかを乗算
し、その積に加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量T
out(k)を決定する。ここで、加算項TTOTALは、気圧補正
など加算値で行う補正係数の合計値を示す(但し、イン
ジェクタの無効時間などは出力燃料噴射量Tout の出力
時に別途加算されるので、これに含まれない)。
射量Tout(k)に機関冷却水温などから付着係数マップを
検索して得られる付着係数を用いて付着補正を行い、出
力燃料噴射量Tout(k)の吸気管壁面付着補正(付着補正
後の値をTout-F (k) とする)を行う。尚、この吸気管
壁面付着補正自体はこの発明の要旨と直接の関連を有し
ないので、説明は省略する。次いでS36に進んで付着
補正した出力燃料噴射量Tout-F(k)を出力して終わる。
はS38に進み、基本燃料噴射量Tim(k) に目標空燃比
補正係数KCMDM と各種補正係数KTOTALを乗じると共に、
その積に補正加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量T
out(k)を算出し、S34以降に進む。またS12でクラ
ンキングと判断されたときはS40に進んでクランキン
グ時の燃料噴射量Ticr を検索し、S42に進んで始動
モードの式によって出力燃料噴射量Tout(k)を算出する
と共に、S14でフューエルカットと判断されるときは
S44に進んで出力燃料噴射量Tout(k)を零とする。
れた適応制御則を用いたフィードバック補正係数KSTR
(k) の演算について説明する。
ク図である。
応制御技術を前提とする。それはSTR(セルフチュー
ニングレギュレータ)コントローラからなる適応制御器
とその適応(制御)パラメータ(ベクトル)を調整する
適応(制御)パラメータ調整機構とからなり、STRコ
ントローラは、燃料噴射量制御のフィードバック系の目
標値と制御量(プラント出力)を入力し、適応パラメー
タ調整機構によって同定された係数ベクトルを受け取っ
て出力を算出する。
調整則(機構)の一つに、I.D.ランダウらの提案し
たパラメータ調整則がある。この手法は、適応制御シス
テムを線形ブロックと非線形ブロックとから構成される
等価フィードバック系に変換し、非線形ブロックについ
ては入出力に関するポポフの積分不等式が成立し、線形
ブロックは強正実となるように調整則を決めることによ
って、適応制御システムの安定を保証する手法である。
即ち、ランダウらの提案したパラメータ調整則において
は、漸化式形式で表される調整則(適応則)が、上記し
たポポフの超安定論ないしはリヤプノフの直接法の少な
くともいずれかを用いることでその安定性を保証してい
る。
ル」(コロナ社刊)No.27,28頁〜41頁、ない
しは「自動制御ハンドブック」(オーム社刊)703頁
〜707頁、" A Survey of Model Reference Adaptive
Techniques - Theory and Ap-plication" I.D. LANDAU
「Automatica」Vol. 10, pp. 353-379, 1974、"Unifi-c
ation of Discrete Time Explicit Model Reference A
daptive ControlDesigns" I.D.LANDAU ほか「Automatic
a」Vol. 17, No. 4, pp. 593-611, 1981、および" Comb
ining Model Reference Adaptive Controllers and Sto
chasticSelf-tuning Regulators" I.D. LANDAU 「Autom
atica」Vol. 18, No. 1, pp. 77-84, 1982 に記載され
ているように、公知技術となっている。
らの調整則を用いた。以下説明すると、ランダウらの調
整則では、離散系の制御対象の伝達関数B(Z-1)/A
(Z-1) の分母分子の多項式を数1および数2のようにお
いたとき、パラメータ調整機構が同定する適応パラメー
タθハット(k) は、数3のようにベクトル(転置ベクト
ル)で示される。またパラメータ調整機構への入力ζ
(k) は、数4のように定められる。ここでは、m=1、
n=1、d=3の場合、即ち、1次系で3制御サイクル
分の無駄時間を持つプラントを例にとった。
ハットは、ゲインを決定するスカラ量b0 ハット-1(k)
、操作量を用いて表現される制御要素BR ハット(Z-1,
k)および制御量を用いて表現される制御要素S(Z -1,
k)からなり、それぞれ数5から数7のように表され
る。
制御要素の各係数を同定・推定し、前記した数3に示す
適応パラメータθハットとして、STRコントローラに
送る。パラメータ調整機構は、プラントの操作量u
(i)および制御量y(j)(i,jは過去値を含む)
を用いて目標値と制御量との偏差が零となるように適応
パラメータθハットを算出する。適応パラメータθハッ
トは、具体的には数8のように計算される。数8で、Γ
(k) は適応パラメータの同定・推定速度を決定するゲイ
ン行列(m+n+d次)、eアスタリスク(k) は同定・
推定誤差を示す信号で、それぞれ数9および数10のよ
うな漸化式で表される。尚、数10においてD(z-1)
は設計者が与える所望の漸近安定な多項式であり、この
例では1に設定した。
により、種々の具体的なアルゴリズムが与えられる。例
えば、λ1(k) =1,λ2(k) =λ(0<λ<2)とす
ると漸減ゲインアルゴリズム(λ=1の場合には最小自
乗法)、λ1(k) =λ1(0<λ1<1),λ2(k) =
λ2(0<λ2<λ)とすると可変ゲインアルゴリズム
(λ2=1の場合には重み付き最小自乗法)、λ1(k)
/λ2(k) =σとおき、λ3が数11のように表される
とき、λ1(k) =λ3とおくと固定トレースアルゴリズ
ムとなる。また、λ1(k) =1,λ2(k) =0のとき固
定ゲインアルゴリズムとなる。この場合は数9から明ら
かな如く、Γ(k) =Γ(k-1) となり、よってΓ(k) =Γ
の固定値となる。燃料噴射ないし空燃比などの時変プラ
ントには、漸減ゲインアルゴリズム、可変ゲインアルゴ
リズム、固定ゲインアルゴリズム、および固定トレース
アルゴリズムのいずれもが適している。尚、数11にお
いてtrΓ(0) はΓの初期値のトレースである。
コントローラ(適応制御器)と適応パラメータ調整機構
とは燃料噴射量演算系の外におかれ、検出空燃比KACT
(k) が目標空燃比KCMD(k-d’) (ここでd’は前述の如
くKCMDがKACTに反映されるまでの無駄時間)に適応的に
一致するように動作してフィードバック補正係数KSTR
(k) を演算する。即ち、STRコントローラは、適応パ
ラメータ調整機構によって適応的に同定された係数ベク
トルθハット(k) を受け取って目標空燃比KCMD(k-d’)
に一致するようにフィードバック補償器を形成する。演
算されたフィードバック補正係数KSTR(k) は要求燃料噴
射量Tcyl(k)に乗算され、補正された燃料噴射量が出力
燃料噴射量Tout(k)として付着補正補償器を介して制御
プラント(内燃機関)に供給される。
(k) および検出空燃比KACT(k) が求められて適応パラメ
ータ調整機構に入力され、そこで適応パラメータθハッ
ト(k) が算出されてSTRコントローラに入力される。
STRコントローラには入力として目標空燃比KCMD(k)
が与えられ、検出空燃比KACT(k) が目標空燃比KCMD(k-
d')に一致するように漸化式を用いてフィードバック補
正係数KSTR(k) を算出する。
的には数12に示すように求められる。
MD(k) とは、図6フロー・チャートのS26で先に説明
したPID制御則による制御器(図にPIDと示す)に
も入力され、排気系集合部の検出空燃比と目標空燃比と
の偏差を解消すべくPID制御則に基づいて第2のフィ
ードバック補正係数KLAF(k) が算出される。適応制御則
によるフィードバック補正係数KSTRとPID制御則によ
るフィードバック補正係数KLAFは、図7の切換機構40
0を介していずれか一方が燃料噴射量の演算に用いられ
る。そして、後述の如く適応制御系(STRコントロー
ラ)の動作が不安定と判別されたとき、もしくは適応制
御系の適応領域外の場合、適応制御則に基づくフィード
バック補正係数KSTR(k) に代えて、PID制御則による
フィードバック補正係数KLAF(k) が使用される。
るとき、図57に示すように、噴射量を演算し、演算さ
れた燃料が気筒内で圧縮、爆発、排気されるまでにある
程度の時間を要する。更に、排気ガスがLAFセンサに
到達するまでの時間やセンサ自体の検出遅れ、更には検
出値から実際に気筒に吸入された燃料量を演算するに要
する時間までを考えると、この時間は更に大きくなる。
このように内燃機関の燃料噴射量制御においては無駄時
間が必然的に伴う。1気筒に注目して無駄時間を例えば
前述の如く燃焼サイクルで3回分とすると、TDC数で
は内燃機関が4気筒のとき、図8に示す如く、12TD
Cとなる。尚、ここで" 燃焼サイクル"は、吸入、圧
縮、爆発、排気からなる4行程で、この実施の形態の場
合は4TDCに相当する。
ラ)において、適応パラメータθハット(k) の要素の数
は、数3から明らかな通り、m+n+d個となって、無
駄時間dに比例する。先の例の如く無駄時間を3とする
と、刻々と変化する運転状態に対応すべく、STRコン
トローラと適応パラメータ調整機構をTDC同期で動作
させるとき、適応パラメータθハット(k) の要素の数
は、m=n=1とおいても、図8に示す如く、d=12
(3燃焼サイクル×4TDC)となり、m+n+d=1
4となる。その結果、ゲイン行列Γの演算が14×14
の行列演算となり、演算量が多くなって車載コンピュー
タの負荷が増加し、通例の車載コンピュータの性能で
は、機関回転数の上昇に伴い、1TDC内に演算を完了
することが困難となると同時に、前述の通り、無駄時間
の回数の増加は制御性の悪化を招く。
御装置では、刻々と変化する運転状態に可能な限り対応
できると共に、行列演算量を低減して車載コンピュータ
の負荷を軽減するようにした。具体的には、図9に示す
如く、パラメータ調整機構には燃焼サイクル、より具体
的には特定気筒(第1気筒など)の所定のクランク角度
(TDCなど)のみに同期させて制御プラント出力を入
力させ、前記した適応パラメータθハットを演算させ
る。
図9から明らかな如く、全気筒の所定のクランク角度
(TDCなど)で行う。尚、STRコントローラが全気
筒の所定のクランク角度(TDCなど)に同期して動作
してフィードバック補正係数を算出することは図8に示
した構成と異ならない。
特定の気筒の所定のクランク角度のみに同期させて動作
させると、d=3となり、適応パラメータθハットの要
素数はm+n+d=5となり、ゲイン行列Γの演算は1
4×14から5×5の行列演算に減少し、車載コンピュ
ータの負荷が軽減して1TDC内で演算を処理すること
が可能となる。前述の如く、制御対象の無駄時間が大き
いことは、少ない場合に比して一般的に制御性は悪化
し、特に、適応制御においては顕著となるが、上記のよ
うに構成したことで無駄時間を大幅に低減させることが
でき、制御性を向上させることができる。
制御サイクルkを気筒毎にとることで、実現可能とな
る。より具体的には、4気筒の内燃機関の場合、数4を
数13に、数8を数14に、数9を数15に、数10な
いし数12を数16ないし数18のように変更すれば良
い。
図8に示す構成と同様に制御周期を全気筒のTDC毎に
とる、即ち、全気筒のTDCに同期させて適応パラメー
タを演算しながら、演算で用いる行列、ベクトルの次数
を減らすことが可能となる。もちろん、制御サイクルを
気筒別にとり、数1ないし数12の制御サイクルkをK
=気筒数×kとおくことで気筒別に内部変数を持つ構成
にしても、同様に動作することは言うまでもない。尚、
ここでのKは燃焼サイクル数を、kはTDCを示す。図
10は図8の構成をSTRコントローラとパラメータ調
整機構とに焦点をおいて書き直した図である。図10に
おいて、STRコントローラの作動周期m×TDCとパ
ラメータ調整機構の作動周期n×TDCとをそれぞれm
=n=1とすれば、図8と図9に示す構成となる。ここ
で、パラメータ調整機構の入力周期をTDCに同期さ
せ、無駄時間をd=12とすれば、図8の構成となる。
一方、パラメータ調整機構の入力周期を燃焼サイクルに
同期させ、無駄時間をd=3とすれば、図9の構成とな
る。
ルに同期させてパラメータ調整機構に入力して演算(動
作)させることは、特定気筒の所定クランク角度に同期
させて動作させることになるため、常にその特定気筒の
排気ガス空燃比の影響を強く受けることになる。その結
果、理論空燃比に制御するときなど、その特定気筒の排
気ガス空燃比が例えばリーン方向にあり残余の気筒のそ
れがリッチ方向にあるとすると、適応制御器(STRコ
ントローラ)は操作量をリッチ方向に調整して目標値に
一致させるように動作してしまい、それによって残余の
気筒の空燃比は更にリッチ傾向が高くなってしまう場合
がある。
く、プラント出力をパラメータ調整機構に燃焼サイクル
に同期させて入力させて動作させることで適応パラメー
タの要素の数を減少させて行列演算量を軽減すると共
に、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を強く受けないよ
うにした。これを実現させるためには、以下のように動
作させる。
して動作、即ち、4気筒のうちの特定気筒の所定のクラ
ンク角度に同期して動作させることになるが、制御量y
(k)を燃焼サイクル間の各気筒の所定クランク角度、例
えばTDCごとに検出空燃比KACT(k) の平均値、例えば
単純平均値、として求めてパラメータ調整機構に入力す
ることで、その特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響
されることがないようにした。
タ調整機構が算出する適応パラメータθハットについて
も平均値を求めると共に、STRコントローラが算出す
るフィードバック補正係数KSTR(k) についても平均値を
求めるようにし、それによって一層特定気筒の排気ガス
空燃比に大きく影響されることがないようにした。
・フロー・チャートである。
機関が所定の運転領域にあるか否か判断する。ここで、
所定の運転領域とはアイドルを含む低回転領域とする。
S100で所定の運転領域にないと判断されるときはS
102に進み、図6のS24で当該気筒について算出さ
れた今回算出空燃比KACT(k) 、前回燃焼気筒についての
前回算出空燃比KACT(k-1) 、前前回燃焼気筒についての
前前回算出空燃比KACT(k-2) 、前前前回燃焼気筒につい
ての前前前回算出空燃比KACT(k-3) の平均値KACTAVE を
求め、それをプラント出力である制御量y(k) とする。
即ち、制御周期を3回前まで遡り、当該気筒を含む4気
筒について1燃焼サイクルの間に算出された空燃比の単
純平均値を求め、制御量y(k) (図ではy(k) (KACTAV
E) と示す)とする。この手法で、特定気筒の排気ガス
空燃比の影響を低減することができる。
うに、パラメータ調整機構で今求めた制御量y(k) など
から数3に従って適応パラメータθハット(k) を算出
し、STRコントローラに入力する。尚、図ではパラメ
ータ調整機構はP、STRコントローラはCと略称す
る。
応パラメータθハット(k) を含めた3制御周期前までの
算出値、即ち、1燃焼サイクル間のθハット(k) 、θハ
ット(k-1) 、θハット(k-2) およびθハット(k-3) の平
均値、例えば単純平均値AVE-θハット(k) を演算する。
即ち、パラメータ調整機構の入力側ではなく、その出力
側の適応パラメータθハット(k) について4気筒のそれ
に対応する4制御周期分(1燃焼サイクル)のθハット
の平均値を求めてSTRコントローラに入力する。この
手法を用いても、STRコントローラに対して4気筒の
θハット(k) の平均値を入力しても特定気筒の排気ガス
空燃比の影響を低減すると言う目的を達成することがで
きる。尚、θハットは数3に示すようにベクトルとして
求められるため、その平均値は、ベクトルの各要素s
0,r1,r2,r3,b0の平均値を求めることで算
出する。尚、いずれかの要素について平均値を求め、他
の要素はそれに比例するように変化量を求め、それらか
らθハットの平均値を算出しても良い。S106では、
その意味を含めてθハットの平均値を求める式を模式的
に示した。
ラにおいて入力値に基づいて数12に従ってフィードバ
ック補正係数KSTR(k) を算出し、次いでS110に進
み、上で今回演算したフィードバック補正係数KSTR(k)
を含む3制御周期前までの算出値、即ち、1燃焼サイク
ル間のKSTR(k),KSTR(k-1),KSTR(k-2) およびKSTR(k-3)
の平均値、例えば単純平均値AVEKSTR(k)を演算する。即
ち、パラメータ調整機構側ではなく、燃料演算系のフィ
ードバック補正係数である制御入力KSTR(k) を出力する
STRコントローラについて4気筒のそれに対応する4
制御周期分(1燃焼サイクル)のKSTRの平均値を求めて
も、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減すると言う
目的を達成することができるからである。
判断されるときはS112に進んでy(k) の演算、即
ち、当該気筒について図6のS24で求めた今回算出当
量比KACT(k) をそのまま制御量(プラント出力)とす
る。そして、S114に進んで先のS104と同様に適
応パラメータθハット(k) を算出し、S116に進んで
S108と同様にフィードバック補正係数KSTR(k) を算
出する。
められ、制御量y(k) としてパラメータ調整機構に入力
されるので、特定気筒(例えば第1気筒)の当量比、よ
り具体的には排気ガス空燃比に大きく影響されることが
ない。更に、STRコントローラ出力についても最新値
u(k) =KSTR(k) を含む4制御周期分の値が用いられて
信号ベクトルζが求められ、パラメータ調整機構に入力
されるので、特定気筒の排気ガス空燃比の影響は更に減
少する。
く、その出力側の適応パラメータθハット(k) について
4気筒のそれに対応する4制御周期分(1燃焼サイク
ル)のθハットの平均値を求めてSTRコントローラに
入力するようにしたので、その平滑化によっても、特定
気筒の排気ガス空燃比の影響を低減すると言う目的を達
成することができる。更に、パラメータ調整機構側では
なく、燃料演算系のフィードバック補正係数であるKSTR
(k) を出力するSTRコントローラについても、4気筒
のそれに対応する4制御周期分(1燃焼サイクル)のKS
TRの平均値を求めるようにしたので、同様に特定気筒の
排気ガス空燃比の影響を低減することができる。
具体的にはアイドルを含む低回転領域にあるか否か判断
し、肯定されるときは平均値を算出しないようにしたの
で、不都合が生じることがない。即ち、低回転時は制御
サイクルが長くなるため、LAFセンサの応答遅れが無
視できるようになる。逆に、検出空燃比KACT(k) とその
平均値KACTAVE の位相が図12のようにずれるため、制
御系の無駄時間が変化したのと同じ現象が起きる。その
ため、位相がずれているKACTAVE(k)を用いて適応制御を
行うと、ハンチングなどの悪影響が起こる可能性があ
る。そのために、アイドル運転時など低回転状態にあっ
てこの影響を受けるときは、平滑化を停止するようにし
た。
応パラメータθハットの平均値AVE-θハット(k) は、数
10に示す同定誤差信号eアスタリスクの算出には用い
ないこととする。即ち、同定誤差信号eアスタリスクは
検出空燃比と目標空燃比との誤差の大きさを評価する関
数なので、上記の如く求めたAVE-θハット(k) を数10
の算出に用いると、誤差が不正確となる場合があるた
め、AVE-θハット(k) は数8の算出のみ用い、数10の
算出には用いない運転領域を設けることが有益である。
6,S110で空燃比、θハット(k)、KSTR(k) の平均
値を全て用いるようにしたが、いずれか1つ、もしくは
適切な2つを用いても良いことは言うまでもない。ま
た、機関始動時ないしはSTRコントローラの演算再開
の平均値の演算において、過去値がないときは、適宜な
所定値を用いることも言うまでもない。
ドバック補正係数KSTR(k) の平均値を求める場合には、
それらの値をパラメータ調整機構に対して必ずしも入力
させる必要がない。これは、適応パラメータθハット
(k) の平均値を用いてSTRコントローラで算出される
フィードバック補正係数KSTR(k) は、特定気筒の排気ガ
ス空燃比に大きく影響されない値に既になっているから
である。同様に、STRコントローラで算出されるフィ
ードバック補正係数KSTR(k) の平均値も、その値自体が
特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響されない値にな
っているからである。
示したフィードバック補正係数の選択について説明す
る。
ロー・チャートである。
適応制御系の適用領域にあるか否か判断する。例えば、
極低水温域などの燃焼不安定運転領域などでは、正確な
算出空燃比KACT(k) が求まらないため適用領域外とし、
その場合にはS210に進んでPID制御則によって求
めたフィードバック補正係数KLAF(k) を使用して出力燃
料噴射量Tout(k)を算出する。適用領域にあると判断さ
れるときはS202に進んで適応パラメータθハットの
各要素を用いて適応制御系の安定性を判別する。
るフィードバック補正係数KSTR(k)の伝達特性は、数1
9のように表される。
外乱が存在しない状態を仮定すると、KSTR(k) とKACT
(k) の伝達特性は、数20のようになる。
は、数21のようになる。
であるため、0あるいは負となり得ないので、数21の
伝達関数の分母関数f(z)=b0Z3 +r1Z2 +r
2Z+r3+s0は、図14に示す関数のいずれかにな
る。そこで、実根が単位円内にあるか否かを判別する、
即ち、図15に示すように、f(−1)<0ないしf
(1)>0であるか否かを判別すれば、肯定されるとき
は実根が単位円内にあることになるので、それから系が
安定しているか否かを容易に判定することができる。
系が不安定か否か判断し、肯定されるときはS206に
進んで適応パラメータベクトルθハットを初期値に戻
す。これにより、系の安定を回復することができる。続
いてS208に進んでゲイン行列Γを補正する。ゲイン
行列Γはパラメータ調整機構の変化(収束)速度を決定
するものであることから、この補正は収束速度を遅くす
るように行う。ここでは、ゲイン行列Γの各要素を小さ
い値に置換する。それによっても同様に系の安定を回復
することができる。続いてS210に進み、図示の如
く、適応制御系が不安定であることからフィードバック
補正係数としてはPID制御則による補正係数KLAF(k)
を用い、それを要求燃料噴射量Tcyl (k) に乗じると共
に、その積に加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量T
out(k)を決定する。
いと判断されるときはS212に進んで、図示の如く、
フィードバック補正係数として適応制御則による補正係
数KSTR(k) を用いて出力燃料噴射量Tout(k)を算出す
る。このとき、図11フロー・チャートのS110でフ
ィードバック補正係数KSTRの平均値が求められていると
きは、その平均値を使用することは言うまでもない。
00の出力u(k) は、STRコントローラおよびパラメ
ータ調整機構に入力される。これは、PID制御則によ
るフィードバック補正係数KLAFが選択されたときも適応
制御則によるフィードバック補正係数KSTRの演算を可能
にするためである。
成した結果、パラメータ調整機構は全気筒TDCごとに
動作するにも関わらず、適応パラメータの要素の数が5
となってΓ行列演算は5×5に減少して車載コンピュー
タの負荷が軽減し、通例の性能の車載コンピュータで1
TDC間に演算を完了することが可能となる。他方、S
TRコントローラも全気筒TDCごとにフィードバック
補正係数KSTRを算出すると共に、その変更を全気筒TD
Cごとに行うことで運転状態の変化に対して極力対応す
ることができる。また、無駄時間の大幅な削減により、
制御性を向上させることが可能となる。
ると、燃焼サイクルごとに作動する結果、特定気筒、例
えば第1気筒の所定クランク角度で常に動作することに
なるが、当該燃焼サイクル間の残余の気筒群を含む全て
についての検出空燃比(制御量)の平均値を求め、その
平均値をパラメータ調整機構に入力する、ないしは適応
パラメータθハットの平均値を求める、ないしはSTR
コントローラの出力たるフィードバック補正係数KSTRの
平均値を求めて使用するようにしたので、特定気筒の燃
焼状態のみを強く反映する不都合がない。
てフィードバック補正係数KSTRを求めるとすると、例え
ば第1気筒の空燃比がリッチで他の気筒のそれがリーン
であるとき、フィードバック補正係数KSTRは空燃比をリ
ーン方向に修正するべく決定され、他の気筒の空燃比の
リーン化に拍車がかけられてしまうが、全気筒の平均値
とする結果、そのような不都合が生じない。
す如く、適応パラメータθハットも全気筒TDCごとで
はなく、特定気筒の燃焼サイクルに同期させて、即ち、
4TDCに1度演算し、STRコントローラでその適応
パラメータθハットとして気筒数回、同じ値を用いるよ
うに構成しても良い(図10においてm=1,n=4と
した場合に相当)。
算可能時間の減少時などに特に有効である。高回転時に
は各気筒ごとに必要とされる適応パラメータθハットの
ばらつきが少なくなるため、特定気筒の適応パラメータ
θハットを他の気筒を含む全気筒に用いても、制御性の
悪化が少ないことから、制御性を悪化させることなく、
演算時間を短縮することができる。
トローラも燃焼サイクルに同期させて4TDCに1度の
み動作させるようにすれば、構成を一層簡略にすること
ができる。制御精度は低下するが、この構成でもある程
度の効果を挙げることができる(図10においてm=n
=4とした場合に相当)。
したが、回転が更に上昇して適応パラメータのばらつき
が一層少なくなるような運転領域では、2燃焼サイクル
あるいはそれ以上に一度、即ち、1燃焼サイクルの整数
倍に相当する周期に一度行うようにしても良い。
施の形態を示すフロー・チャートであり、フィードバッ
ク補正係数KSTRの演算に用いるゲイン行列Γの設定に関
する。
述の数1ないし数12から明らかな如く、ゲイン行列Γ
(k) を必要とする。第2の実施の形態は、数9において
λ1=1,λ2 =0、即ち、固定ゲインアルゴリズムを
用いた場合において、このゲイン行列Γ(k) の非対角要
素を全て0にすることにより、演算時間の短縮とセッテ
ィングの容易化を図った。
-d) の演算を行う場合を考える。ゲイン行列Γを5×5
の行列とする第1の実施の形態の場合では、Γの演算は
数22のように行われ、乗算が25回、加算が20回必
要となる。
とおくと、数23のように表すことができ、演算は乗算
5回に短縮することができる。
にすることにより、適応パラメータθハット(k) の演算
を行う場合、数24のようになる。
44, g55は、適応パラメータθハット(k) の各要素の変
化速度をζ(k) の1つのみの要素に対応した値で、独立
してセッティングすることができる。もし、ゲイン行列
Γの非対角要素が0でなければ、数22および数24か
ら分かるように、適応パラメータθハット(k) の演算は
数25の如くとなり、θハット(k) の1つの要素の変化
速度を決定するのに、ζ(k-d) の全ての要素に対応した
5つの変数を考慮する必要があり、セッティングに困難
を伴う。ゲイン行列Γの非対角要素を全て0にすること
により、演算時間を短縮し、セッティングを容易にする
ことが可能となる。
Γ行列においてg11〜g55の5つのセッティング要素
は、その幾つかを同じ値とすると、適応パラメータθハ
ット(k) の各要素の変化速度の割合が適正となって、最
も制御性が良くなることが判明した。例えば、g11=g
22=g33=g44=gとおく場合である。このようにおく
と、セッティング要素をgとg55の2つに低減すること
ができ、セッティングのための工数を削減することがで
きると共に、例えば内部変数のζT (k-d) Γζ(k-d) の
演算は数26のようになり、乗算が12回となる。
値をとる場合には上記演算は数27のようになり、乗算
が15回に増加する。
じ値とすることで、セッティング要素の数を減少させる
ことができ、演算時間を更に短縮することが可能とな
る。また、適応パラメータθハット(k) の各要素の変化
速度の割合を適正にできるため、制御性も良好となる。
このとき、g11=g22=g33=g44=g55とすると、そ
の効果が最も表れることは言うまでもない。
ト出力も不安定となる運転領域を例にとると、上記のg
55を小さくすることにより、so(k) のハンチングなど
を抑えることができる。このように、ゲイン行列Γの非
対角要素を0にすることにより、制御特性のセッティン
グが容易となるメリットは大である。また、運転領域に
よってゲイン行列Γを持ち替えることにより、常に機関
にとって最適な制御性を得ることが可能となる。
て制御ユニット34内のRAM74に記憶しておく。よ
り具体的には、運転状態に加え、キャニスタ・パージ、
排気還流などの機関の制御デバイスの動作状態に応じて
記憶しておく。このとき、g11〜g55は全て同じ値で
も、全て違う値でも、幾つか同じ値でも良い。尚、ま
た、この場合、RAM74の容量ないしは演算時間に余
裕があれば、ゲイン行列Γの非対角要素に0以外の値を
記憶させて演算に用いても良い。
トに従ってこの出願に係る装置の第2の実施の形態を説
明する。
吸気圧力Pbなどの機関運転パラメータおよび前述の排
気還流機構ないしキャニスタ・パージ機構の動作状態を
読み込み、S302に進んでアイドル領域にあるか否か
判断し、肯定されるときはS304に進んでアイドル用
のΓマップを検索する。他方、S302でアイドル領域
にはないと判断されるときはS306に進んで可変バル
ブタイミング機構がHiバルブタイミング特性で運転さ
れているか否か判断し、肯定されるときはS308に進
んでHiバルブタイミング用のΓマップを検索すると共
に、否定されるときはS310に進んでLoバルブタイ
ミング用のΓマップを検索する。
プの特性を図示する。このマップは図示の如く、機関回
転数Neと吸気圧力Pbとから行列要素g11〜g55を検
索する。尚、アイドル用およびHiバルブタイミング用
のΓマップも同様の特性を備える。また、このマップ
は、機関負荷を示す吸気圧力Pbによりゲイン行列Γの
値を検索しているため、機関負荷の急変動時である減速
運転状態などにおいても、最適なゲイン行列の値を得る
ことができる。
機構)が動作しているか否か判断し、肯定されるときは
S314に進んで排気還流率に対する燃料補正係数KEGR
N に応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には排
気還流率に対する燃料補正係数KEGRN から図20にその
特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓEGR を求
め、求めた補正係数 KΓEGR をゲイン行列Γに乗算して
補正する。排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN に応
じてゲイン行列を修正する理由は、補正係数 KΓEGR は
図示の如く、排気還流量が増加するに従い排気還流率に
対する燃料補正係数KEGRN が減少するのに従って外乱が
大きくなることから、適応制御系の安定性が高まるよう
に、排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN が減少する
につれてゲイン行列Γを小さくするように設定される。
乗算補正する係数であって、例えば0.9などと決定さ
れる。しかし、この発明の要旨は排気還流率の決定自体
にはなく、また排気還流率の決定は例えば本出願人が先
に提案した特願平6−294,014号に述べられてい
るので、説明は省略する。
ジ機構が動作しているか否か判断し、肯定されるときは
S318に進んでパージ質量に応じてゲイン行列Γを修
正する。より具体的にはパージ質量KPUGから図21にそ
の特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓPUG を求
め、求めた補正係数 KΓPUG をゲイン行列Γに乗算して
補正する。補正係数 KΓPUG は図示の如く、パージ質量
KPUGが増加するに従って外乱が大きくなることから、パ
ージ質量KPUGが増加するにつれて大きくなるように設定
される。尚、パージ質量についても例えば本出願人が先
に提案した特開平6−101,522号に述べられてい
るので、説明は省略する。
aに応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には検
出した大気圧Paから図22にその特性を示すテーブル
を検索して補正係数 KΓPaを求め、求めた補正係数 KΓ
Paをゲイン行列Γに乗算して補正する。検出した大気圧
Paに応じてゲイン行列Γを修正する理由は、検出した
大気圧Paが減少する、即ち、機関が位置する高度が増
加するにつれて充填効率が低下することから、常圧でセ
ッティングされたデータに対して外乱を生じるため、適
応制御系の安定性が高まるように、検出した大気圧Pa
が減少するにつれてゲイン行列Γを小さくするように設
定される。
に応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には検出
した水温Twから図23にその特性を示すテーブルを検
索して補正係数 KΓTWを求め、求めた補正係数 KΓTWを
ゲイン行列Γに乗算して補正する。検出した水温Twに
応じてゲイン行列Γを修正する理由は、補正係数 KΓTW
は図示の如く、検出した水温Twが低水温または高水温
にあるときは燃焼が不安定となることから、常温でセッ
ティングされたデータに対して外乱を生じるため、適応
制御系の安定性が高まるように、低水温または高水温に
あるときはゲイン行列Γを小さくするように設定され
る。
メータθハットの変化(収束)速度を決定するゲイン行
列を運転状態に応じて適正に決定するようにしたので、
安定した適応パラメータの変化速度を得ることができ、
制御性が向上する。
定ゲインで決定するものであるが、可変ゲインアルゴリ
ズムを用いることも可能であり、その際にはゲイン行列
Γの各要素の初期値を上記のように運転状態で修正し、
運転状態が変化したときに所定値としても良い。
ゲインアルゴリズムで説明したが、ゲイン行列Γ(k) の
演算を数9に示した可変ゲインアルゴリズムなどの固定
ゲインアルゴリズム以外の演算則に基づいて行う場合、
ゲイン行列Γ(k) の非対角要素の演算を行わず、0と固
定することにより、上記第2の実施の形態で示した演算
量の低減とセッティングの容易化を実現することが可能
なことは、言うまでもない。
の形態を示すフロー・チャートである。
においてはゲイン行列Γを固定ゲインで演算したが、第
3の実施の形態は固定ゲイン以外のアルゴリズムを用い
て演算し、そのときの適応パラメータを用いた制御結果
(プラント出力、より具体的には検出空燃比KACT)が良
好な挙動を示したとき、演算値を機関の運転状態に応じ
て記憶しておけば、再びその領域でゲイン行列Γ(k) を
演算する必要がなくなると同時に、その領域で最適なゲ
イン行列Γ(k) を常に用いることができるようになり、
制御性が向上する。このとき格納するΓ(k) は、4TD
C間の平均値などの加工値を用いても良い。尚、固定ゲ
インアルゴリズムから、ゲイン行列Γを演算する場合
は、プラント出力の挙動が良好ではないと判断された場
合となる。そのときのゲイン行列Γ(k-1) は運転領域ご
とに格納された初期値として始める。
これは第2の実施の形態のフロー・チャートの図18の
S308,S310もしくはS304などのゲイン行列
Γのマップ検索時に行う作業である。
eと吸気圧力Pbとから第2の実施の形態で示したと同
様のゲイン行列Γのマップを検索し、S402に進んで
プラント出力たる検出空燃比KACTの挙動が良好か否かを
適宜な手法で判断し、否定されるときはS404に進ん
でゲイン行列Γ(k) を演算し、S406に進んで検索し
たマップの所定領域に格納する。尚、S402で肯定さ
れるときは直ちにS406に進む。S402における検
出空燃比KACTの挙動の良否の判断は、例えば10TDC
間の検出空燃比KACTが目標空燃比KCMD±所定値以内に入
っていれば良好と判断することで行う。
で、検出空燃比KACTの挙動が良好な場合は、ゲイン行列
Γ(k) の演算を数9に示した演算式を用いずに、単なる
マップ検索によって行うことができるため、演算量を低
減することができる。更に、検出空燃比KACTの挙動が良
好ではない場合に、最適なゲイン行列Γ(k) を演算し直
し、内燃機関の運転領域ごとに学習することにより、内
燃機関の経時劣化などにも対応することができ、常に検
出当量比KACT(k) の挙動が良好となるようにすることが
できるため、制御性を向上させることができる。
の形態を示すフロー・チャートである。
が不安定にならないように、検出空燃比KACTの特性に不
感帯を設けた。即ち、STRコントローラは検出空燃比
KACTが目標空燃比KCMDに一致するように動作するため、
STRコントローラに入力する検出空燃比KACTが目標空
燃比KCMDに一致していれば、適応パラメータはほとんど
変化しない。そこで、検出空燃比KACTがセンサノイズな
どの微小な外乱から微小に変動するとき、それによって
適応制御系がその微小な外乱などに影響されて不要な過
補正を行うことがないように、図26に示す如く、検出
空燃比KACTの特性に、目標空燃比KCMDの付近に不感帯を
設けた。詳しくはKCMD−βからKCMD+αの範囲において
は検出空燃比KACTの値が同一である如くした。
ると、S500で検出空燃比KACTを下限の所定値KCMD−
βと比較し、それ以上と判断されるときはS502に進
んで検出空燃比KACTを上限の所定値KCMD+αと比較す
る。S502で検出空燃比が所定値KCMD+α以下と判断
されるときはS504に進んで検出空燃比KACTを所定の
値、例えば目標空燃比KCMDとする。尚、S500で検出
空燃比KACTが下限の所定値KCMD−βを下回ると判断され
るとき、ないしはS502で検出空燃比KACTが上限の所
定値KCMD+αを上回ると判断されるときは、直ちにプロ
グラムを終了する。従って、その場合は検出値をそのま
ま検出空燃比KACTとすることになる。以上の処理によ
り、図26に示す如く、検出空燃比KACTの特性に、目標
空燃比KCMDの付近で不感帯を設けることができる。
で、例えば検出空燃比KACTが微小に変動するときも、S
TRコントローラはその影響を受けることなく、安定に
動作することができ、よって良好な制御結果を得ること
ができる。尚、S504において目標空燃比KCMDを検出
空燃比としたが、それ以外のKCMD−βからKCMD+αの範
囲の適宜な値としても良い。
の形態を示すフロー・チャートである。
様に適応制御系の不安定化を防止するものであり、同定
誤差信号eアスタリスクに上下限リミッタを設けて安定
した適応パラメータを得るようにした。
号eアスタリスクの値をある一定以内の範囲に制限する
ことで、適応パラメータθハットの変化速度を制限する
ことができる。それによって、適応パラメータθハット
(k) の最適値に対するオーバーシュートを防止すること
ができ、結果的に適応制御系を安定に動作させて、良好
な制御結果を得ることができるからである。
と、先ずS600で算出した同定誤差信号eアスタリス
ク(k) を上限値a(図28に示す)と比較し、それを超
えていると判断されるときはS602に進んで所定値、
例えば上限値aを同定誤差信号eアスタリスク(k) とす
る。他方、S600で同定誤差信号eアスタリスク(k)
が上限値a以下と判断されるときはS604に進んで算
出した同定誤差信号eアスタリスク(k) を下限値b(図
28に示す)と比較し、それ未満と判断されるときはS
606に進んで第2の所定値、例えば下限値bを同定誤
差信号eアスタリスク(k) とする。尚、S604で同定
誤差信号eアスタリスク(k) が下限値b以上と判断され
るときは、直ちにプログラムを終了する。従って、その
場合は同定誤差信号eアスタリスク(k) は算出値のまま
とする。
で、同定誤差信号eアスタリスク(k) の値をある一定以
内の範囲に制限することで、適応パラメータθハット
(k) の変化速度を制限することができる。それによっ
て、適応パラメータθハット(k)の最適値に対するオー
バーシュートを防止することができ、適応制御系を安定
に動作させて、良好な制御結果を得ることができる。
誤差信号eアスタリスク(k) の値を上下限値としたが、
上下限値の間の適宜な値としても良く、あるいは上下限
値付近の適宜な値としても良い。
の形態を示すフロー・チャートである。
に示したSTRコントローラにおいて、適応パラメータ
θハットを決定する同定誤差信号eアスタリスクの、数
10の算出式の分母に用いる定数1を可変とすること
で、その変化速度を安定させ、制御性を向上させるよう
にした。
機構で演算に用いる中間変数の変化範囲を制限して図示
の如き適応制御を低レベルの車載マイクロコンピュータ
で実現させる技術を前提とする。それについては本出願
人が先に提案した特開平6−161,511号公報に記
載されているので、説明は省略する。
タリスク(k) は、数10のように算出される。今、ζ
(k) およびy(k) に1/10(以下jとする)を乗算し
てパラメータ調整機構に入力するとし、その分母に注目
すると、数28のようになる(ゲイン行列Γ(k-1) は固
定ゲインの場合、一定となる)。
係数の自乗となり、この係数が1以下の小さい値の場合
(例の場合は1/102 =1/100)、左項=1に比
べて極端に小さくなってしまう。このため、右項がどの
ように変化しても同定誤差信号eアスタリスク(k) の分
母は1に近い値となり、係数を乗算する前と同定誤差信
号eアスタリスク(k) の変化速度が変わってしまう。こ
の問題を解決するために、左項を1以外の値にすれば良
い。目安としては、上記の係数をjとすると、j2 とお
けば、係数jを乗算する前と同じ変化速度とすることが
できる。
変化速度は適応パラメータθハット(k) の変化(収束)
速度に比例するため、即ち、θハット(k) は数8を用い
て算出されるため、j2 以外の値を持たせることによ
り、適応パラメータθハット(k) の変化速度を変更する
ことができる。よって、数29に示す同定誤差信号eア
スタリスク(k) の分母の演算式において、式中のiが1
以外の値をとる、即ち、i≠1の値をとるようにした。
ると、先ずS700で同定誤差信号eアスタリスク(k)
による適応パラメータθハット(k) の変化(収束)速度
を可変とする動作を行うか否か判断し、肯定されるとき
はS702に進んでiを1以外の値、より具体的には検
出した機関回転数Neと吸気圧力Pbとから図30にそ
の特性を示すマップを検索してiを求める。他方、S7
00で否定されるときはS704に進んでiをj2 とお
いて、係数jを乗算する前と同じ変化速度とする。尚、
jは定数なので、図30に示すマップ特性において、i
の値はj2 を考慮した値、例えばi=j2 ×0.5ない
しi=j2 ×2などと設定する。
定するが、例えばj=1/10とすると、S700で否
定される場合にはi=j2 =1/100となる。よっ
て、S700で肯定される場合でも、i=1/100を
中心に、例えば1/50〜1/200の間となるように
図30においてiマップ値を設定する。このとき、iが
小さい(例えば1/200)ほど、適応パラメータθハ
ット(k) の変化(収束)速度は大きくなり、iが大きい
(例えば1/50)ほど、適応パラメータθハット(k)
の変化(収束)速度は小さくなる。従って、図30にお
いてiマップ値は、より具体的には、高回転で高負荷状
態では大きく(例えば1/50)、低回転で低負荷では
小さく(例えば1/200)なるように設定する。
で、適応パラメータθハットを決定する同定誤差信号e
アスタリスクの定数を可変にすることで、入力に対する
係数との調和がとれて適応パラメータθハットの変化速
度が安定し、良好な制御性を達成することができる。
施の形態で用いたSTRコントローラを例にとったが、
適応制御器は第1の実施の形態に図示のものに限られる
のではなく、ランダウらの調整則に基づいて動作するも
のであれば、MRACS型の適応制御器も含めて全て妥
当する。
装置の第7の実施の形態を示すフロー・チャートであ
る。
の形態に示したパラメータ調整機構とSTRコントロー
ラの制御サイクルについて、それらの制御サイクルを可
変とすると共に、運転状態、具体的には機関回転数に応
じて制御サイクルを決定するようにした。即ち、適応制
御器のパラメータ調整機構もしくはコントローラの制御
周期を運転状態に応じて可変にすることで、演算負荷を
可能な限り低減して高回転時など演算時間が少ない運転
状態においても適応制御を行うことを可能とし、良好な
制御性を実現するようにした。
ると、先ずS800で検出した機関回転数Neを所定値
Nep1 と比較し、検出した機関回転数Neが所定値Nep
1 未満と判断されるときはS802に進んで検出した機
関回転数Neを別の所定値Nec1 と比較する。そしてS
802で検出した機関回転数Neが別の所定値Nec1未
満と判断されるときはS804に進んでパラメータ調整
機構(図31でPと略称)とSTRコントローラ(図3
1でCと略称)の制御周期はTDCごととする。
説明図であり、図示の如く所定値Nep1,Nec1 が比較的
低い回転域にあるときは演算時間に余裕があることか
ら、制御精度を優先させてパラメータ調整機構とSTR
コントローラとも、図8および図9に示す如く、全TD
Cごとに動作させる。
転数Neが所定値Nec1 以上と判断されるときはS80
6に進んで検出した機関回転数Neを所定値Nec2 と比
較し、それ未満と判断されるときはS808に進んでパ
ラメータ調整機構はTDCごとに、STRコントローラ
は2TDCごとに動作させる。他方、S806で検出し
た機関回転数Neが所定値Nec2 以上と判断されるとき
はS810に進んでパラメータ調整機構はTDCごと
に、STRコントローラは4TDCごとに動作させる。
が所定値Nep1 以上と判断されるときはS812に進ん
で検出した機関回転数Neを所定値Nep2 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはS814に進んで検出した機
関回転数Neを所定値Nec3と比較し、そこで検出した
機関回転数Neが所定値Nec3 未満と判断されるときは
S816に進んでパラメータ調整機構は2TDCごと
に、STRコントローラはTDCごとに動作させる。
が所定値Nec3 以上と判断されるときはS818に進ん
で検出した機関回転数Neを所定値Nec4 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはS820に進んでパラメータ
調整機構もSTRコントローラも2TDCごとに動作さ
せる。また、S818で検出した機関回転数Neが所定
値Nec4 以上と判断されるときはS822に進んでパラ
メータ調整機構は2TDCごとに、STRコントローラ
は4TDCごとに動作させる。
が所定値Nep2 以上と判断されるときはS824に進ん
で検出した機関回転数Neを所定値Nep3 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはS826に進んで検出した機
関回転数Neを所定値Nec5と比較し、そこで検出した
機関回転数Neが所定値Nec5 未満と判断されるときは
S828に進んでパラメータ調整機構は4TDCごと
に、STRコントローラはTDCごとに動作させる(図
16に示す)。
が所定値Nec5 以上と判断されるときはS830に進ん
で検出した機関回転数Neを所定値Nec6 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはS832に進んでパラメータ
調整機構は4TDCごとに、STRコントローラは2T
DCごとに動作させると共に、S830で検出した機関
回転数Neが所定値Nec6 以上と判断されるときはS8
34に進んでパラメータ調整機構もSTRコントローラ
も4TDCごとに動作させる(図17に示す)。尚、S
824で検出した機関回転数Neが所定値Nep3 以上と
判断されるときはS836に進んで適応制御器STRを
停止させる。これは、特に高回転時は検出空燃比の変化
が小さいためである。
で、制御性を確保しつつ実機に漸化式形式の制御器ない
しは適応制御器を現実に使用することができる。即ち、
第7の実施の形態においては、機関回転数に応じて適応
制御器のパラメータ調整機構とSTRコントローラの制
御サイクルを決定するようにしたので、演算負荷を可能
な限り低減して高回転時など演算時間が少ない運転状態
においても適応制御を行うことを可能とし、良好な制御
性を実現することができる。
Rの作動状態は1〜10(図では丸付き数字で示す)を
全て備える必要はなく、機関や制御ユニット構成のCP
Uの能力に応じて適宜選択しても良い。例えば、1,
3,5,9,10、ないし1,3,6,9,10、ない
し1,7,9,10、ないし1,10、ないし1,4,
7,10などと選択しても良い。
たが、それに限られるものではなく、機関負荷も加味し
て決定しても良い。その場合は、例えば高負荷状態にお
いては適応パラメータθハットの変化が少ないため、パ
ラメータ調整機構を4TDCごとに処理することも考え
られよう。
の形態を示す、図11と同様のフィードバック補正係数
KSTRなどの平均値の演算作業を示すサブルーチン・フロ
ー・チャートである。
気空燃比の影響を避けるために、原則的にフィードバッ
ク補正係数KSTRを決定する要素について平均値を求める
ようにすると共に、所定の運転状態、即ち、アイドル状
態では平均値の算出を中止するようにした。
照的に、原則的に平均値を算出しないと共に、所定の運
転状態、具体的には排気還流(EGR)実行時のみ、平
均値を算出するようにした。
流機構において排気ガスが還流されるとき、運転状態に
よっては、排気ガスが4気筒に均等に導入されずに、例
えば還流口121bに近い気筒に多量の排気ガスが吸入
され、遠い気筒には僅かの量しか吸入されない状態が起
こる可能性がある。従って、そのような場合には、TD
Cごとに検出する空燃比KACT(k) は、特定気筒の影響を
大きく受けることになり、その検出空燃比KACT(k) を用
いると、その気筒の当量比のみを目標空燃比に合わせよ
うとして全気筒の制御値がその気筒のずれ分だけオフセ
ットし、他気筒の空燃比がずれてしまう。従って、それ
を回避するために、図示の如く、平均値を求めることが
望ましい。
GR(排気還流制御)が実行されているか否か判断し、
肯定されるときS902以降に進んで図11に関して第
1の実施の形態で述べたと同様にKACTAVE などの平均値
を求める。他方、S900で否定されたときはS912
以降に進み、図11に関して第1の実施の形態で述べた
と同様の処理を行う。
で、排気ガスが還流されるときも特定気筒の影響を大き
く受けることがなく、制御性が向上する。
の形態を示す、図33と同様のフィードバック補正係数
KSTRなどの平均値の演算作業を示すサブルーチン・フロ
ー・チャートである。
ージが実行されてガスが供給されるとき、運転状態によ
っては、ガスが気筒に均一に導入されない場合が生じて
第8の実施の形態で述べたと同様の問題が生じ得る。第
9の実施の形態はそれに対処した。
キャニスタ・パージが実行されているか否か判断し、肯
定されるときS1002以降に進んで図11に関して第
1の実施の形態で述べたと同様にKACTAVE などの平均値
を求める。他方、S1000で否定されたときはS10
12以降に進み、図9に関して第1の実施の形態で述べ
たと同様の処理を行う。
で、キャニスタ・パージが実行されるときも特定気筒の
影響を大きく受けることがなく、制御性が向上する。
aが低い場合、即ち、高地に位置するとき、あるいは低
水温時、あるいはリーンバーン運転時など、燃焼が不安
定な状態にあるときは、同様に平均値を求めるが望まし
く、それによって制御性を向上させることができる。
の第10の実施の形態を示すフロー・チャートおよびブ
ロック図である。
の実施の形態の場合、第1の実施の形態の構成からPI
D制御則からなる排気系集合部当量比のフィードバック
ループ(補正係数KLAF)を除くと共に、同様のPID制
御則からなる気筒別のフィードバックループ(補正係数
#nKLAF )を挿入した。
比センサ出力から、上述の本出願人が先に特開平5−1
80040号公報で提案したオブザーバを用いて各気筒
の空燃比#nA/F(n:気筒)を推定し、その推定値
と所定の気筒別空燃比F/Bの目標値との偏差に応じて
PID制御則を用いて気筒毎のフィードバック補正係数
#nKLAF を求め、出力燃料噴射量Tout を乗算補正する
ようにした。
補正係数#nKLAF は、集合部空燃比を気筒毎のフィード
バック補正係数#nKLAF の平均値の前回演算値で除算し
て求めた値(これを上記の如く「気筒別空燃比F/Bの
目標値」と言う。従って、これは目標空燃比KCMDとは異
なる値である)とオブザーバ推定空燃比#nA/Fとの
偏差を解消するように、PID制御則を利用して求め
る。尚、その詳細は、本出願人が別途提案した特願平5
−251,138号に示されているので、説明を省略す
る。また、付着補正補償器の図示は省略した。
AFセンサ出力を適宜なタイミングでサンプリングする
サンプリングブロック(図中にSel-VOBSVと示す)を設
けると共に、STRコントローラについても同種のサン
プリングブロック(図中にSel-VSTR と示す)を設け
た。
よびオブザーバについて説明する。尚、そのサンプリン
グ動作ブロックを図36で「Sel-VOBSV」と示す。
出されることから、多気筒内燃機関の排気系集合部にお
いて空燃比の挙動をみると、明らかにTDCに同期して
いる。従って、内燃機関の排気系に前記した広域空燃比
センサを設けて空燃比をサンプリングするときもTDC
に同期して行う必要があるが、検出出力を処理する制御
ユニット(ECU)のサンプルタイミングによっては空
燃比の挙動を正確に捉えられない場合が生じる。即ち、
例えば、TDCに対して排気系集合部の空燃比が図37
のようであるとき、制御ユニットで認識する空燃比は図
38に示す如く、サンプルタイミングによっては全く違
った値となる。この場合、実際の空燃比センサの出力変
化を可能な限り正確に把握できる位置でサンプリングす
るのが望ましい。
での到達時間やセンサの反応時間によっても相違する。
その中、センサまでの到達時間は排気ガス圧力、排気ガ
スボリュームなどに依存して変化する。更に、TDCに
同期してサンプリングすることはクランク角度に基づい
てサンプリングすることになるので、必然的に機関回転
数の影響を受けざるを得ない。このように、空燃比の検
出は機関の運転状態に依存するところが大きい。そのた
めに例えば特開平1−313,644号公報記載の技術
においては所定クランク角度毎に検出の適否を判定して
いるが、構成が複雑であって演算時間が長くなるため高
回転域では対応しきれなくなる恐れがあると共に、検出
を決定した時点で空燃比センサの出力の変局点を徒過し
てしまう不都合も生じる。
グ動作を示すフロー・チャートであるが、空燃比の検出
精度は特に前記したオブザーバの推定精度と密接な関連
を有するので、同図の説明に入る前に、ここでオブザー
バによる空燃比推定について簡単に説明する。
筒の空燃比を精度良く分離抽出するためには、LAFセ
ンサの検出応答遅れを正確に解明する必要がある。そこ
で、とりあえずこの遅れを1次遅れ系と擬似的にモデル
化し、図40に示す如きモデルを作成した。ここでLA
F:LAFセンサ出力、A/F:入力A/F、とする
と、その状態方程式は下記の数30で示すことができ
る。
示すようになる。図41は数31をブロック線図で表し
たものである。
サ出力より真の空燃比を求めることができる。即ち、数
31を変形すれば数32に示すようになるので、時刻k
のときの値から時刻k−1のときの値を数33のように
逆算することができる。
数で示せば数34の如くになるので、その逆伝達関数を
今回のLAFセンサ出力LAFに乗じることによって前
回の入力空燃比をリアルタイムに推定することができ
る。図42にそのリアルタイムのA/F推定器のブロッ
ク線図を示す。
づいて各気筒の空燃比を分離抽出する手法について説明
すると、先願でも述べたように、排気系の集合部の空燃
比を各気筒の空燃比の時間的な寄与度を考慮した加重平
均であると考え、時刻kのときの値を、数35のように
表した。尚、F(燃料量)を制御量としたため、ここで
は『燃空比F/A』を用いているが、後の説明において
は理解の便宜のため、支障ない限り「空燃比」を用い
る。尚、空燃比(ないしは燃空比)は、先に数34で求
めた応答遅れを補正した真の値を意味する。
の燃焼履歴に重みCn(例えば直近に燃焼した気筒は4
0%、その前が30%...など)を乗じたものの合算
で表した。このモデルをブロック線図であらわすと、図
43のようになる。
る。
出力方程式は数37のように表すことができる。
め、この状態方程式からオブザーバを設計してもx
(k)は観測することができない。そこで4TDC前
(即ち、同一気筒)の空燃比は急激に変化しない定常運
転状態にあると仮定してx(k+1)=x(k−3)と
すると、数38のようになる。
シミュレーション結果を示す。図44は4気筒内燃機関
について3気筒の空燃比を14.7:1にし、1気筒だ
け12.0:1にして燃料を供給した場合を示す。図4
5はそのときの集合部の空燃比を上記モデルで求めたも
のを示す。同図においてはステップ状の出力が得られて
いるが、ここで更にLAFセンサの応答遅れを考慮する
と、センサ出力は図46に「モデル出力値」と示すよう
になまされた波形となる。図中「実測値」は同じ場合の
LAFセンサ出力の実測値であるが、これと比較し、上
記モデルが多気筒内燃機関の排気系を良くモデル化して
いることを検証している。
力方程式にてx(k)を観察する通常のカルマンフィル
タの問題に帰着する。その荷重行列Q,Rを数40のよ
うにおいてリカッチの方程式を解くと、ゲイン行列Kは
数41のようになる。
うになる。
れるようになるが、今回のモデルでは入力u(k)がな
いので、図48に示すようにy(k)のみを入力とする
構成となり、これを数式で表すと数43のようになる。
即ちカルマンフィルタのシステム行列は数44のように
表される。
分Rの要素:Qの要素=1:1のとき、カルマンフィル
タのシステム行列Sは、数45で与えられる。
み合わせたものを示す。シミュレーション結果は先の出
願に示されているので省略するが、これにより集合部空
燃比より各気筒の空燃比を的確に抽出することができ
る。
筒空燃比を推定することができたことから、PIDなど
の制御則を用いて空燃比を気筒別に制御することが可能
となる。具体的には図36のオブザーバによるフィード
バック部分のみ抽出した図50に示すように、センサ出
力(集合部空燃比)と目標空燃比とからPID制御則を
用いて集合部フィードバック補正係数KLAFを求めると共
に、オブザーバ推定値#nA/Fから気筒毎のフィードバッ
ク補正係数#nKLAF (n:気筒)を求める。
はより具体的には、集合部空燃比を気筒毎のフィードバ
ック補正係数#nKLAF の全気筒についての平均値の前回
演算値で除算して求めた目標値とオブザーバ推定値#nA
/Fとの偏差を解消するようにPID則を用いて求める。
比に収束し、集合部空燃比は目標空燃比に収束すること
となって、結果的に全ての気筒の空燃比が目標空燃比に
収束する。ここで、各気筒の燃料噴射量#nTout (イ
ンジェクタの開弁時間で規定される)は、 #nTout =Tcyl ×#nKLAF ×KLAF で求められる。
LAFセンサ出力のサンプリングを説明する。尚、この
プログラムはTDC位置で起動される。
明すると、先ずS1200において機関回転数Ne、吸
気圧力Pb、バルブタイミングV/T を読み出し、S12
04,S1206に進んでHiV/T およびLoV/T 用の
タイミングマップ(後述)を検索し、S1208に進ん
でHiおよびLoバルブタイミング用のオブザーバ演算
に用いるセンサ出力のサンプリングを行う。具体的に
は、機関回転数Neおよび吸気圧力Pbからタイミング
マップを検索して前記した12個のバッファのいずれか
をそのNo.で選択し、そこに記憶されているサンプリ
ング値を選択する。
す説明図であり、図示の如く特性は、機関回転数Neが
低くないしは吸気圧力(負荷)Pbが高いほど早いクラ
ンク角度でサンプリングされた値を選択するように設定
される。ここで、「早い」とは前のTDC位置により近
い位置でサンプリングされた値(換言すれば古い値)を
意味する。逆に、機関回転数Neが高くないしは吸気圧
力Pbが低いほど遅いクランク角度、即ち、後のTDC
位置に近いクランク角度でサンプリングされた値(換言
すれば新しい値)を選択するように設定する。
ように、実際の空燃比の変局点に可能な限り近い位置で
サンプリングするのが最良であるが、その変局点、例え
ば最初のピーク値は、センサの反応時間を一定と仮定す
れば、図52に示すように、機関回転数が低くなるほど
早いクランク角度で生じる。また、負荷が高いほど排気
ガス圧力や排気ガスボリュームが増加し、従って排気ガ
スの流速が増してセンサへの到達時間が早まるものと予
想される。その意味から、サンプルタイミングを図51
に示すように設定した。
回転数の任意の値Ne1をLo側についてNe1-Lo 、Hi
側についてNe-Hiとし、吸気圧力についてもその任意の
値をLo側についてPb1-LO 、Hi側についてPb1-Hi
とすると、マップ特性は、 Pb1-Lo >Pb1-Hi Ne1-Lo >Ne1-Hi とする。即ち、HiV/T にあっては排気弁の開き時点が
LoV/T のそれより早いため、機関回転数ないし吸気圧
力の値が同一であれば、早期のサンプリング値を選択す
るように、マップ特性を設定する。
の演算をHiV/T について行い、続いてS1212に進
んで同様の演算をLoV/T について行う。続いてS12
14に進んで再びバルブタイミングを判断し、判断結果
に応じてS1216,S1218に進んで演算結果を選
択して終わる。
て空燃比の集合部の挙動も変わるため、オブザーバ行列
を変更する必要が生じる。しかし、各気筒の空燃比の推
定は瞬時に行えるものではなく、各気筒の空燃比推定演
算が収束し終わるまでに演算数回を要するため、バルブ
タイミングの変更前のオブザーバ行列を用いた演算と変
更後のオブザーバ行列を用いた演算とをオーバーラップ
して行っておき、もしバルブタイミングの変更が行われ
たとしても、S1214で変更後のバルブタイミングに
応じて選択できるようにした。尚、各気筒が推定された
後は、先に述べたように、目標値との偏差を解消するよ
うにフィードバック補正係数が求められて噴射量が決定
される。
させることができる。即ち、図53に示す如く、比較的
短い間隔でサンプリングすることから、サンプリング値
はセンサ出力をほぼ忠実に反映すると共に、その比較的
短い間隔でサンプリングされた値をバッファ群に順次記
憶しておき、機関回転数と吸気圧力(負荷)に応じてセ
ンサ出力の変局点を予測してバッファ群の中からそれに
対応する値を所定クランク角度において選択するように
した。この後、オブザーバ演算が行われて各気筒空燃比
が推定され、図50で説明したように、空燃比の気筒別
のフィードバック制御も可能となる。
コア70はセンサ出力の最大値と最小値を正確に認識す
ることができる。従って、この構成により前記したオブ
ザーバを用いて各気筒の空燃比を推定するときも、実際
の空燃比の挙動に近似する値を使用することができてオ
ブザーバの推定精度が向上し、結果として図50に関し
て述べた気筒別の空燃比フィードバック制御を行うとき
の精度も向上する。尚、その詳細は本出願人が先に提案
した特願平6−243,277号に詳細に記載されてい
るので、これ以上の説明は省略する。
ーバが行うサンプリング動作(図36にSel-VOBSV と示
す)であるが、STRコントローラも同様のサンプリン
グ動作(図36にSel-VSTRと示す)も行う。
と同様の手順、つまり図39と同様なフロー・チャート
に示す手順に従って求められる。Sel-VOBSV はオブザー
バによる気筒別の空燃比推定に対して最も好都合のタイ
ミング(例えば前述のオブザーバの重み係数Cがモデル
に対して最適となるタイミング)で空燃比を検出するの
に対し、Sel-VSTRはSTRを作動させるのに最も好都合
のタイミング(例えば直近の排気行程の気筒の影響を最
も受ける空燃比の検出タイミング)になるように、Sel-
VOBSV で示した図51と同様のマップを用いて空燃比を
検出する。
を参照して第10の実施の形態を説明すると、第1の実
施の形態と同様のステップS1100ないしS1110
を経てS1112に進み、そこでSel-VSTR によるLA
Fセンサ出力のサンプリング、即ち、空燃比KACT(k) を
検出する。次いでS1114に進んで第1の実施の形態
と同様にフィードバック補正係数KSTRを演算する。より
具体的には第1の実施の形態で使用した図11フロー・
チャートを用いて行う。
求燃料噴射量Tcyl(k)と出力燃料噴射量Tout(k)とを求
め、S1120に進んでSel-VOBSVによるLAFセンサ
出力のサンプリング、即ち、当量比KACT(k) を検出す
る。次いでS1122に進んで前記したオブザーバを介
して各気筒の空燃比#nA/Fを推定し、S1124に進ん
で気筒毎のフィードバック補正係数#nKLAF を演算し、
S1126に進んで前回値との加重平均値などからその
学習値#nKLAFstyを求め、S1128に進んで出力燃料
噴射量Tout を気筒毎のフィードバック補正係数#nKLA
F で乗算補正して当該気筒の出力噴射量#nTout と
し、S1130に進んで吸気管壁面付着補正を行い、S
1132に進んで出力する。
れたときはS1134に進んで図示の如く要求燃料噴射
量Tcyl(k)を求め、S1136に進んで気筒毎のフィー
ドバック補正係数#nKLAFstyの学習値を読み出し、S1
138に進んで学習値を補正係数#nKLAF とする。ま
た、S1104でフューエルカットと判断されるときは
S1144を経てS1146に進んで行列演算を停止す
ると共に、S1148に進んで気筒毎のフィードバック
補正係数は前回値とする。残余のステップは第1の実施
の形態と異ならない。
構成したことから、第1の実施の形態と同様に、適応パ
ラメータを演算しながら、パラメータ調整機構への入力
は燃焼サイクル同期となるため、パラメータ調整機構の
演算負荷が大幅に低減され、制御性を確保しつつ実機へ
の適応制御器の使用が可能となると同時に、気筒間バラ
ツキを減少させることも可能となる。
について1燃焼サイクル間の空燃比KACTの平均値ないし
は適応パラメータの平均値を求めてパラメータ調整機構
に入力すると共に、STRコントローラの出力の平均値
も求めているので、特定気筒の燃焼状態の影響を大きく
受けることがない。
実施の形態と同様に適応パラメータθハットあるいはKS
TRの平均値を求めても良く、あるいは空燃比KACTと適応
パラメータθハットの平均値を共に求めても良いことは
言うまでもない。また、目標空燃比KCMD(k) は、全気筒
で同一の値でも良い。
の実施の形態、第3の実施の形態、第4の実施の形態、
第5の実施の形態、第6の実施の形態、第7の実施の形
態、第8の実施の形態および第9の実施の形態について
述べた記載は、全て妥当する。
の第11の実施の形態を示すフロー・チャートおよびブ
ロック図である。
ように、STRコントローラとパラメータ調整機構とを
燃料噴射量演算系に直列に挿入した。即ち、基本燃料噴
射量Timに第1の実施の形態と同様に、目標空燃比補正
係数KCMDM と各種補正係数KTOTALを乗算して要求燃料噴
射量Tcyl(k)を求めた後、補正した要求燃料噴射量Tcy
l(k)をSTRコントローラに入力する。
1の実施の形態と同様に平均値KACTAVE ないしはθハッ
トAVE を求め、要求燃料噴射量Tcyl(k)に対してSTR
コントローラで動的補正を行い、補正燃料噴射量Gfuel
-str(k) を算出する。
PID制御則を用いて集合部のフィードバック補正係数
KLAFを求めて、要求燃料噴射量Tcyl(k)に乗算して補正
燃料噴射量Gfuel-KLAF(k)を算出する。
吸入燃料量(より正確には推定吸入燃料量)Gfuel(k)
が目標燃料量Tcyl(k)に一致するように適応的に出力燃
料噴射量Gfuel-str(k) を算出し、出力燃料噴射量Tou
t (k) として内燃機関に供給する。尚、仮想プラントで
の壁面付着補正は本出願人が先に提案した特願平4−2
00331号(特開平6−17681号)に詳細に述べ
られており、この発明の要旨もそこにはないので、説明
は省略する。
れた空気量を検出空燃比で除算して求めることも可能で
あるが、実施の形態の場合には空気量検出器(エアフロ
ーメータ)を備えていないため、目標吸入燃料量(要求
噴射量)Tcyl(k)に検出空燃比を乗算するようにした。
これによって空気量を検出して求めるのと等価に実吸入
燃料量を求めることができる。尚、先に述べたように、
この制御においては目標空燃比と検出空燃比を実際は当
量比として表している。
合には算出値を更に目標空燃比で除算して実吸入燃料量
を求める。即ち、実吸入燃料量は、目標空燃比が理論空
燃比のときは、 実吸入燃料量=要求噴射量(目標吸入燃料量)×検出空
燃比(当量比) で求め、目標空燃比が理論空燃比以外のときは、 実吸入燃料量=(要求噴射量(目標吸入燃料量)×検出
空燃比(当量比))/目標空燃比(当量比) で求める。
説明すると、これまでの実施の形態と同様のステップS
1300ないしS1316を経てS1318に進み、空
燃比の平均値KACTAVE および適応パラメータθハットの
平均値θハット-AVEを算出する。
S1324に進んで第1の実施の形態と同様に適応制御
系(STRコントローラ)の不安定判別を行う。
ロー・チャートである。
で適応パラメータθハットの各要素を用いてSTR制御
系の安定性を判別する。
る燃料噴射量Gfuel-STR(k) は、数46のように算出さ
れる。
仮想プラントの伝達関数は、数47のようになる。
Gfuel-STR(k) への伝達関数は、数48のようになる。
であるため、0あるいは負となり得ないので、数48の
伝達関数の分母関数f(z)=b0z3 +r1z2 +r
2z+r3+s0は、図14に示した関数のいずれかに
なる。そこで、実根が単位円内にあるか否かを判別す
る、即ち、図15に示したように、f(−1)<0ない
しf(1)>0であるか否かを判別すれば、肯定される
ときは実根が単位円内にあることになるので、それから
系が安定しているか否かを容易に判定することができ
る。
コントローラ系が不安定か否か判断し、肯定されるとき
はS1404に進んで適応パラメータθハットを初期値
に戻す。これにより、系の安定を回復することができ
る。続いてS1406に進んでゲイン行列Γを補正す
る。ゲイン行列Γは収束速度を決定するものであること
から、この補正は収束速度を遅くするように行うもので
あり、それによっても同様に系の安定を回復することが
できる。続いてS1408に進み、図示の如く、フィー
ドバック補正係数としてPID制御則による補正係数KL
AF(k) を用い、補正燃料噴射量Gfuel-KLAF を用い、そ
れに加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Tout(k)を
決定する。
不安定ではないと判断されるときはS1410に進ん
で、図示の如く、フィードバック補正係数として適応制
御則による補正係数KSTR(k) を用いた補正燃料噴射量G
fuel-str(k) を用い、それに加算項TTOTALを加算して出
力燃料噴射量Tout(k)を決定する。
S1326に進んで出力燃料噴射量を出力して終わる。
第11の実施の形態の場合、空燃比などの平均値の算出
は、従前の実施の形態と異なり、特定気筒の所定クラン
ク角度に限らず、各気筒の所定クランク角度で行うよう
にしても良い。尚、残余の構成は、従前の実施の形態と
相違しない。
構成し、第1の実施の形態と同様に、適応パラメータを
演算しながら、パラメータ調整機構への入力は燃焼サイ
クル同期としても良く、その場合はパラメータ調整機構
の演算負荷が大幅に低減され、制御性を確保しつつ実機
への適応制御器の使用が可能となる。また、無駄時間の
短縮により、制御性の向上が可能となる。
の制御量の平均値を求めてパラメータ調整機構に入力し
ているので、特定気筒の燃焼状態の影響を大きく受ける
ことがない。
関の排気空燃比を検出する空燃比検出手段と、内燃機関
の燃料噴射量を燃料制御サイクルごとに制御する燃料噴
射量制御手段と、および少なくとも検出された排気空燃
比に基づいて漸化式形式の制御器を用いて前記燃料噴射
量を操作量として目標値に一致させる漸化式形式の制御
器と、を備えた内燃機関の燃料噴射制御装置において、
前記漸化式形式の制御器を所定の運転状態においては前
記燃料制御サイクルより長い周期に同期させて作動させ
るように構成した。
おいて、平均値として単純平均値を示したが、それに限
られるものではなく、加重平均値、移動平均値、加重移
動平均値などでも良い。また、パラメータ調整機構への
入力が同期して行われる1燃焼サイクルの間の平均値を
求めたが、2燃焼サイクル以前の平均値を求めて良く、
或いは1燃焼サイクル未満、例えば2ないし3TDC間
の平均値を求めても良い。
え、それぞれに最適な空燃比を検出すれば良いことは上
述の通り当然であるが、機関の特性や排気系のレイアウ
トによってはSel-VOBSV とSel-VSTRとはほとんどの運転
領域でほぼ同一の検出空燃比を示すことから、このよう
な場合にはこれらのサンプリング機能を統一して空燃比
を検出し、その出力をオブザーバとSTRの双方の入力
に用いても良い。例えば、図36のSel-VOBSV のみと
し、その出力をオブザーバとSTRに利用しても良い。
て実際には当量比を用いているが、空燃比と当量比とを
別々に定めても良いことは言うまでもない。更に、フィ
ードバック補正係数KSTR, #nKLAF, KLAF を乗算項とし
て求めたが、加算値として求めても良い。
Rを例にとって説明したが、MRACS(モデル規範型
適応制御)を用いても良い。
一の空燃比センサの出力を用いているが、それに限られ
るものではなく、気筒毎に空燃比センサを設けて検出し
た空燃比から気筒ごとに空燃比フィードバック制御を行
っても良い。
制御器により増加する演算量を低減して車載コンピュー
タの負荷を低減することができ、通例の車載コンピュー
タでも1TDC内に演算を完了することができる。
で、ランダウなどの調整則を用いたパ前記漸化式形式の
制御器は、適応制御器である如く構成したので、ランダ
ウなどの調整則を用いたパラメータ調整機構を有する適
応制御アルゴリズムを用いてフィードバック補正係数を
適応的に算出する場合、漸化式形式の制御器の中でも特
に演算時間の長い適応制御器により増加する演算量を低
減して車載コンピュータの負荷を低減することができ、
通例の車載コンピュータでも1TDC内に演算を完了す
ることができる。
効果に加えて、前記適応パラメータ調整機構を特定気筒
の燃料制御サイクルに同期させて演算させることがで
き、演算時間を更に短縮させることができ、高回転時に
も適応制御を継続して行うことができる。ここで、前記
燃料制御サイクルより長い周期は、より具体的には請求
項3項に規定する如く、燃料制御サイクルの整数倍に相
当する値である如く構成した。
いし効果に加え、例えばその複数の値を複数の検出値の
平均値とすることにより、特定の気筒の所定のクランク
角度で常に動作するときも、その特定気筒の燃焼状態の
みを強く反映する不都合がない。
複数の値を複数の検出値の平均値とすることにより、特
定の気筒の所定のクランク角度で常に動作するときも、
その特定気筒の燃焼状態のみを強く反映する不都合がな
い。
全体的に示す概略図である。
る。
説明図である。
イミング特性を示す説明図である。
である。
動作を示すメイン・フロー・チャートである。
ロック図である。
用いる適応制御器の動作の例を示すタイミング・チャー
トである。
用いる適応制御器の動作の別の例を示すタイミング・チ
ャートである。
ントローラと適応パラメータ調整機構とに焦点をおいて
書き直したブロック図である。
ィードバック補正係数などの平均値の演算作業を示すサ
ブルーチン・フロー・チャートである。
るタイミング・チャートである。
判別を説明するサブルーチン・フロー・チャートであ
る。
する説明図である。
説明する図14と同様の説明図である。
すタイミング・チャートである。
すタイミング・チャートである。
すフロー・チャートである。
特性を示す説明図である。
の特性を示す説明図である。
同様のテーブルの特性を示す説明図である。
同様のテーブルの特性を示す説明図である。
同様のテーブルの特性を示す説明図である。
すフロー・チャートである。
すフロー・チャートである。
特性を示す説明図である。
すフロー・チャートである。
の特性を示す説明図である。
すフロー・チャートである。
特性を示す説明図である。
すフロー・チャートである。
明図である。
すフロー・チャートである。
すフロー・チャートである。
示すフロー・チャートである。
ロック図である。
燃比との関係を示す説明図である。
良否を示す説明図である。
燃比のサンプリング作業を示すフロー・チャートであ
る。
つで先の出願で述べた空燃比センサの検出動作をモデル
化した例を示すブロック図である。
モデルである。
空燃比推定器を示すブロック線図である。
ブロック線図である。
について3気筒の空燃比を14.7:1に、1気筒の空
燃比を12.0:1にして燃料を供給する場合を示すデ
ータ図である。
ルの集合部の空燃比を表すデータ図である。
ルの集合部の空燃比をLAFセンサの応答遅れを考慮し
て表したデータと、同じ場合のLAFセンサ出力の実測
値を比較するグラフ図である。
図である。
の出願で用いるオブザーバの構成を示すブロック線図で
ある。
バを組み合わせた構成を示す説明ブロック図である。
バック制御を示すブロック図である。
グマップの特性を示す説明図である。
機関負荷に対するセンサ出力特性を示す説明図である。
作を説明するタイミング・チャートである。
示すフロー・チャートである。
ロック図である。
定判別作業を示すサブルーチン・フロー・チャートであ
る。
明するタイミング・チャートである。
Claims (5)
- 【請求項1】a.内燃機関の排気空燃比を検出する空燃
比検出手段と、 および b.少なくとも前記検出された排気空燃比に基づいて漸
化式形式の適応制御器であって自らの出力を過去値も含
めて入力する制御器を用いて前記内燃機関の燃料噴射量
を操作量として目標値に一致させるべく、前記内燃機関
の燃料噴射量を、所定のクランク角度に同期して実行さ
れる燃料制御サイクルごとに制御する燃料噴射量制御手
段と、 を備えた内燃機関の燃料噴射制御装置において、前記燃
料噴射量制御手段は、前記適応制御器で用いる適応パラ
メータを所定の周期に同期して算出する適応パラメータ
調整機構を備え、前記漸化式形式の適応制御器を、機関
回転数が演算時間に余裕のある所定の回転数未満のとき
は前記燃料制御サイクルに同期させて作動させると共
に、前記機関回転数が前記所定の回転数以上の演算時間
の少ないときは前記燃料制御サイクルより長い周期に同
期させて作動させることを特徴とする内燃機関の燃料噴
射制御装置。 - 【請求項2】 前記燃料噴射量制御手段は、前記適応パ
ラメータ調整機構に少なくとも検出された排気空燃比を
入力すると共に、前記機関回転数が所定の第2の回転数
以上の演算時間の少ないときは前記適応パラメータ調整
機構を前記燃料制御サイクルより長い周期に同期させて
作動させることを特徴とする請求項1項記載の内燃機関
の燃料噴射制御装置。 - 【請求項3】 前記燃料制御サイクルより長い周期は、
前記燃料制御サイクルの整数倍に相当する値であること
を特徴とする請求項1項または2項記載の内燃機関の燃
料噴射制御装置。 - 【請求項4】 前記漸化式形式の適応制御器に入力する
検出空燃比は、前記漸化式形式の適応制御器の作動周期
よりも短い周期で検出された複数の値に基づく値である
ことを特徴とする請求項1項から3項のいずれかに記載
の内燃機関の燃料噴射制御装置。 - 【請求項5】 前記適応パラメータ調整機構が入力する
検出空燃比は、前記適応パラメータ調整機構の作動周期
よりも短い周期で検出された複数の値に基づく値である
ことを特徴とする請求項2項記載の内燃機関の燃料噴射
制御装置。
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---|---|---|---|
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JP6165195 | 1995-02-25 | ||
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- 1996-02-26 JP JP06369596A patent/JP3377908B2/ja not_active Expired - Fee Related
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