JP3680639B2 - エンジンの制御装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明はエンジンの制御装置、特にＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備えるものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ターボチャージャを運転条件に応じて効率よく活用するため（すなわち低速域で高過給を得、かつ高速域では高効率で運転する）、特開平８−２７０４５４号公報に示すように、タービン内に可変ノズルを備える可変容量ターボチャージャ（Variable Nozzle Turbocharger）が実用化されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、大量にＥＧＲを行うと窒素酸化物を低減できるものの大量ＥＧＲによって空燃比が低下するので、これを避けるため、実用運転域（低速時や低負荷時）で高過給化する必要があり、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と上記の可変容量ターボチャージャとを組み合わせて、エンジンの排気組成と運転性の双方を改善することが考えられる。
【０００４】
この場合に、タービンを通過する排気量ＱexhとＥＧＲ弁を通過するＥＧＲ量Ｑegrと１シリンダに吸入されるガス重量Ｑcylの間には次の数１式の関係があるため、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量を互いに独立して制御することは困難であり、一方の量を制御した結果を受けて他方の量を修正する必要がある。
【０００５】
【数１】
Ｑcyl＝Ｑac＋Ｑec ［mg/st.cyl］
Ｑexh＝Ａvnt×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐa))1/2 ［kg/sec］
Ｑegr＝Ａegr×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐm))1/2 ［kg/sec］
ただし、Ｑac：シリンダ吸入新気量
Ｑec：シリンダ吸入ＥＧＲ量
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値
Ａegr：ＥＧＲ弁の有効面積相当値
Ｐexh：排気圧（タービン入口圧）
Ｐm：吸気圧（コンプレッサ出口圧）
Ｐa：大気圧（コンプレッサ入口圧）
ρe：排気の密度
たとえば、吸入新気量を増加させる場合を考える。可変ノズルのノズル開度を変更することにより、可変ノズルの有効面積相当値（タービンの効率も含む）Ａvntを変化させると、排気圧Ｐexhが増加する割合と可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが変化した割合に応じてタービン回転数が増加し、排気量Ｑexh（≒吸入新気量）が増加する（なお、ノズル開度を小さくする（ノズルを絞る）と、排気が通過する可変ノズルの実面積は小さくなるが、タービンの効率も変化するため、必ずしも可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが小さくなるとは限らない）。すなわち、ノズル開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第３式よりＥＧＲ量Ｑegrも変化する。過渡運転状態では排気圧Ｐexhが立ってから吸気圧Ｐmが増加し、これによってＥＧＲ量Ｑegrが増大する。周知の通り、ＮＯｘと粒子状物質（ＰＭ）・ＨＣ・ＣＯとはトレードオフの関係にあるため、このようにして、ＥＧＲ量Ｑegrが過大に増えたのでは、ＮＯｘは減少するものの、粒子状物質やＨＣ、ＣＯが大幅に悪化したり、燃費が悪くなったりするおそれがある。
【０００６】
次に、ＥＧＲ量Ｑegrを増加させる場合を考える。ＥＧＲ弁開度を変更することにより、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegrを変化させると、その有効面積相当値Ａegrが変化した割合に応じてＥＧＲ量Ｑegrが増加する。すなわち、ＥＧＲ弁開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第２式より排気量Ｑexhも変化する。言い換えると、ＥＧＲ量Ｑegrを増したときは、排気圧Ｐexhが減少するため、吸入新気量が減少する。このため、所望の新気量が得られず、空気量不足により、スモークが悪化したり、出力が低下したりするおそれがある。
【０００７】
このように、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量とは互いに独立して制御することが困難であり、一方を制御した結果を受けて他方を修正する必要があることがわかる。
【０００８】
そこで、このような課題に対して、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が特開平６−１７３７５２号公報に開示されている。
【０００９】
しかしながら、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。理論的には、タイムシェアリング周期を短くするほど制御応答性がよくなるはずであるが、実際には吸気圧センサに応答遅れがあり、吸気圧センサが応答しない間は制御目標となる状態を検出できない。つまり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くすることはできないのであり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くしたのでは、制御値が発散するおそれがある。このため、過渡時に最適な過給圧とＥＧＲ量でエンジンを運転することができなくなり、実際の運転状態では、所望の排気低減が行われなかったり、燃費や出力性能が悪化する心配がある。
【００１０】
ここで、ＮＯｘ、ＰＭの各排出量に対するＥＧＲ率、新気量（過給圧）の各感度の関係を改めて図４に示す。同図より、新気量（過給圧）はＮＯｘ排出量にはあまり影響を与えないが、ＰＭ排出量に大きく影響する。これに対して、ＥＧＲ率が増加するにつれてＮＯｘ排出量が漸次減少し、一方、所定のＥＧＲ率まではＰＭ排出量にほとんど影響がないが、所定のＥＧＲ率を超えると急激にＰＭ排出量が増加する。これらの特性より、ＮＯｘ排出量は酸素濃度（≒ＥＧＲ率）で決まり、ＰＭ排出量は所定の酸素濃度（≒空気過剰率）以上なら増加しないことがわかる。したがって、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度とするには、目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率を予め定めておき、図５に示したように、これら目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率が得られるように可変ノズル２ｄのノズル開度とＥＧＲ弁５７の開度を協調して制御する必要がある。
【００１１】
図５を説明すると、まず、空気過剰率＝（新気量／燃料量）／理論空燃比であるから、目標空気過剰率Ｍlambと燃料噴射量Ｑfを用いて、目標新気量Ｑaを
Ｑa＝Ｍlamb×Ｑf×理論空燃比 ・・・（ａ）
の式により演算し、この目標新気量Ｑaが流れるときの可変ノズル２ｄの開口面積Ａvntsol0を、流体力学の公式から
Ａvntsol0＝Ｑa／｛２×ρe×（Ｐexh−Ｐa）｝1/2 ・・・（ｂ）
ただし、Ｐexh：排気圧
Ｐa：大気圧（コンプレッサ入口圧）
ρe：排気密度
の式により求めることができる。
【００１２】
一方、ＥＧＲ率＝ＥＧＲ量／新気量であるから、目標新気量Ｑaと目標ＥＧＲ率Ｍegrを用いて、目標ＥＧＲ量Ｑegrを
Ｑegr＝Ｑa×Ｍegr ・・・（ｃ）
の式により演算し、この目標ＥＧＲ量Ｑegrが流れるときのＥＧＲ弁５７の開口面積Ａeを、流体力学の公式から
Ａe＝Ｑegr／｛２×ρe×（Ｐexh−Ｐm）｝1/2 ・・・（ｄ）
ただし、Ｐexh：排気圧
Ｐmは吸気圧（コンプレッサ出口圧）
ρe：排気密度
の式により求めることができる。
【００１３】
したがって、（ｂ）、（ｄ）式より、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、大気圧Ｐaの３変数を知ることができれば、ノズル開度（過給圧）とＥＧＲ弁開度（ＥＧＲ量）の協調制御が可能となり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため、制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分することができるのである。
【００１４】
ここで、上記の３変数のうち、排気圧Ｐexh以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧Ｐexhは高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、ノズル開度とＥＧＲ弁開度を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧Ｐexhを推定する手段が必要である。
【００１５】
さて、圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、特開平９−１４０２３号公報に記載のように、総吸気量（Ｑa）に基づいて定常排気圧Ｐwを算出し、この定常排気圧Ｐwと排気ガス流量比Ｋgからタービン加速エネルギーＦを、また前回のタービン速度Ｖ(i-1)から負荷抵抗ＦＬをそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーＦと負荷抵抗ＦＬの差から今回のタービン速度Ｖ(i)を算出し、この今回のタービン速度Ｖ(i)に応じて排気圧Ｐexを算出するものがある。この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものである。
【００１６】
しかしながら、この方法のように定常排気圧から排気圧を推定するのでは、定常排気圧の演算に遅れがあると、過渡時の排気圧を精度よく推定できない。
【００１７】
また、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。というのも、ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧Ｐwを求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００１８】
このため、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備える場合に、吸入空気量と燃料噴射量と可変ノズルの有効面積相当値と排気温度の４つの要素を用いて排気圧をダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）することで、過渡時においても排気圧を精度よく推定するようにした装置を本願発明とほぼ同時期に提案している。
【００１９】
そこで本発明は、この推定した排気圧を用いてＥＧＲ制御と過給圧制御を行うのであるが、この場合に、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分することにより、過渡時の制御応答性を確保しつつＮＯｘとＰＭの同時低減を図ることを目的とする。
【００２０】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５７に示すように、吸入空気量Ｑas0を検出する手段８１と、エンジンの負荷を検出する手段８２と、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを検出する手段８３と、排気温度Ｔexhを検出する手段８４と、これら４つの要素を用いて排気圧Ｐexhを推定する手段８５と、前記推定した排気圧Ｐexhと大気圧Ｐaの差圧を演算する手段８６と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算する手段８７と、この目標空気過剰率に基づいて要求新気量Ｔqaを演算する手段８８と、この要求新気量Ｔqaと前記大気圧との差圧（Ｐexh−Ｐa）とから前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を演算する手段８９と、この要求開口面積Ａvntsol0となるように前記可変ノズルの開度を制御する手段９０と、吸気圧Ｐmを検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐexhとこの吸気圧Ｐmの差圧を演算する手段９２と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算する手段９３と、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算する手段９４と、この要求ＥＧＲ量Ｔqeと前記吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔavを演算する手段９５と、この要求開口面積Ｔavとなるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段９６とを設けた。
【００２１】
第２の発明では、第１の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh：排気圧、
Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口排気温度、
Ｐa：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算する。
【００２２】
第３の発明では、第１の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐ exhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口の排気温度、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算する。
【００２３】
第４の発明では、第２または第３の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００２４】
第５の発明では、第１から第４までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００２５】
第６の発明では、第１から第５までのいずれか一つの発明において前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnで補正する。
【００２６】
第７の発明では、第５または第６の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００２７】
第８の発明では、第７の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００２８】
第９の発明では、第７の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００２９】
第１０の発明では、第５または第６の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００３０】
第１１の発明では、第１から第１０までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５８に示すように、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段１０１と、この開口面積相当値Ａveと前記吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段１０２と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段１０３と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段１０４と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段１０５と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段１０６と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段１０７と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１０８と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０９と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１１０とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００３１】
第１２の発明では、第１１の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００３２】
第１３の発明では、第１２の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００３３】
第１４の発明では、第１２の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００３４】
第１５の発明では、第１２の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００３５】
第１６の発明では、第１１から第１５までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３６】
第１７の発明では、第１１から第１６までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３７】
第１８の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５９に示すように、吸入空気量Ｑas0を検出する手段８１と、エンジンの負荷を検出する手段８２と、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを検出する手段８３と、排気温度Ｔexhを検出する手段８４と、これら４つの要素を用いて排気圧Ｐexhを推定する手段８５と、前記推定した排気圧Ｐexhと大気圧Ｐaの差圧を演算する手段８６と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算する手段８７と、この目標空気過剰率に基づいて要求新気量Ｔqaを演算する手段８８と、この要求新気量Ｔqaと前記大気圧との差圧（Ｐexh−Ｐa）とから前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を演算する手段８９と、この要求開口面積Ａvntsol0となるように前記可変ノズルの開度を制御する手段９０と、吸気圧Ｐmを検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐexhとこの吸気圧Ｐmの差圧を演算する手段９２と、この吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失λを演算する手段１２１と、この直管損失λと前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失ζとに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを演算する手段１２２と、前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段１２３と、この開口面積相当値Ａveに基づいて前記ＥＧＲ弁での損失ξconv-egrを演算する手段１２４と、このＥＧＲ弁での損失ξconv-egrと前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrの積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2として演算する手段１２５と、この効率ηn2で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔavとして演算する手段１２６と、この要求開口面積Ｔavとなるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段１２７とを設けた。
【００３８】
第１９の発明では、第１８の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh：排気圧、
Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口排気温度、
Ｐa：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算する。
【００３９】
第２０の発明では、第１８の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐ exhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口の排気温度、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算する。
【００４０】
第２１の発明では、第１９または第２０の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００４１】
第２２の発明では、第１８から第２１までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００４２】
第２３の発明では、第１８から第２２までのいずれか一つの発明において前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnで補正する。
【００４３】
第２４の発明では、第２２または第２３の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００４４】
第２５の発明では、第２４の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００４５】
第２６の発明では、第２４の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００４６】
第２７の発明では、第２２または第２３の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００４７】
第２８の発明では、第１８から第２７までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５８に示すように、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段１０１と、この開口面積相当値Ａveと前記吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段１０２と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段１０３と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段１０４と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段１０５と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段１０６と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段１０７と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１０８と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０９と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１１０とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００４８】
第２９の発明では、第２８の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００４９】
第３０の発明では、第２９の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００５０】
第３１の発明では、第２９の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００５１】
第３２の発明では、第２９の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００５２】
第３３の発明では、第２８から第３２までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００５３】
第３４の発明では、第２８から第３３までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００５４】
【発明の効果】
第１、第１３、第１４、第３０、第３１の発明では、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率を演算し、この目標空気過剰率に基づいて要求新気量を演算し、前記推定した排気圧と吸気圧との差圧およびこの要求新気量から可変ノズルの要求開口面積を演算し、この要求開口面積となるように可変ノズルのノズル開度を制御するとともに、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率を演算し、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量を演算し、前記推定した排気圧と吸気圧との差圧およびこの要求ＥＧＲ量からＥＧＲ弁の要求開口面積を演算し、この要求開口面積となるようにＥＧＲ弁開度を制御する。つまり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分するようにしたので、従来装置（特開平６−１７３７５２号公報）のように、過渡時にも制御応答性が悪くなることがなく、これによって過渡時にも最適な過給圧と最適なＥＧＲ量でエンジンを運転することができ、ＮＯｘとＰＭの同時低減を図ることができる。
【００５５】
第１、第１８の発明では、吸入空気量、エンジンの負荷、可変ノズルの有効面積相当値、排気温度の４つの要素から排気圧をダイレクトに排気圧を演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
、第２、第１９の発明は、タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものであり、この第２、第１９の発明によれば、標準状態において排気圧の高い演算精度が得られる。
【００５６】
タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算すると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下するのであるが、第３、第２０の発明によれば、タービンノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定した演算式により、単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られる。しかもこの場合にマッチングしなければならない特性は単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度を高くすることができる。
【００５７】
第４、第２１の発明によれば、高度変化によりコンプレッサ入口圧が変化しても、排気圧の精度が低下することがない。
【００５８】
第５、第６の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率を考慮できる。
【００５９】
第７、第２４の発明によれば、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【００６０】
第８、第２５の発明によれば、排気流速が相違しても、摩擦損失を精度よく与えることができる。
【００６１】
流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（後述する（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、第９、第２６の発明によれば、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【００６２】
第１０、第２７の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率の演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【００６３】
開口面積相当値を弁を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限るというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁の開口面積相当値をＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量を演算できていることを初めて見いだした。したがって、第１１、第２８の発明によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【００６４】
第１２、第２９の発明によれば、ＥＧＲ弁での圧力損失とＥＧＲ通路の摩擦損失を別個に考慮できる。
【００６５】
第１５、第３２の発明によれば、排気圧が急激に変化する過渡時にも直管損失係数を応答よく求めることができる。
【００６６】
第１６、第１７、第３３、第３４の発明によれば、排気温度の演算精度が向上するので、この向上分だけ排気圧の演算精度が向上する。
【００６７】
第１８の発明によれば、排気圧の演算精度の向上分だけＥＧＲ弁の過渡時の要求開口面積の演算精度が向上するほか、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ弁の要求開口面積の演算が可能となった。
【００６８】
【発明の実施の形態】
図１において、エンジンには公知のコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００６９】
これを図２により概説すると（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）、この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられる燃料噴射弁１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介してコモンレール１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分の燃料噴射弁１７に分配される。
【００７０】
噴射ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、バルブボディ内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇して噴射弁先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００７１】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を制御するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力制御弁３１を備える。この圧力制御弁３１はコントロールユニット４１からのデューティ信号に応じて通路１３の流路面積を変えるためのもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を制御する。コモンレール１６の燃料圧力によっても燃料噴射量は変化し、三方弁２５のＯＮ時間が同じであれば、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射量が多くなる。
【００７２】
コモンレール圧力ＰＣＲ１を検出するセンサ３２からの信号が、アクセル開度センサ３３（アクセルペダルの踏み込み量に比例した出力Ｌを発生）、クランク角センサ３４（エンジン回転数とクランク角度を検出）、クランク角センサ３５（気筒判別を行う）、水温センサ３６とともに入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転数とアクセル開度に応じて主噴射の目標燃料噴射量Ｑfとコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力制御弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。また、演算した主噴射の目標燃料噴射量Ｑfに対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御する。
【００７３】
エンジンにはまた排気還流装置（ＥＧＲ装置）を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４は排気通路５３の排気の一部を吸気通路に還流するための通路（ＥＧＲ通路）である。
【００７４】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中には排気還流量をコントロールするための弁（ＥＧＲ弁）５７が介装される。
【００７５】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００７６】
前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００７７】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００７８】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入する排気還流量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００７９】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御する。
【００８０】
図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボチャージャ２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御することができる。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。
【００８１】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００８２】
１はＮＯｘ触媒（たとえば銅系ゼオライト触媒）、３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、４はスワール制御弁である。
【００８３】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００８４】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では前述したように特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００８５】
ここで、ＮＯｘ、ＰＭの各排出量に対するＥＧＲ率、新気量（過給圧）の各感度の関係は図４に示したようになるので、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度とするには、目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率を予め定めておき、これら目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率が得られるように可変ノズル２ｄのノズル開度とＥＧＲ弁５７の開度を協調して制御する必要がある。そのためには、図５で前述したように、目標空気過剰率Ｍlambと燃料噴射量Ｑfを用いて、目標新気量Ｑaを前記の（ａ）式により演算し、この目標新気量Ｑaが流れるときの可変ノズル２ｄの開口面積Ａvntsol0を、前記の（ｂ）式により求めるとともに、目標新気量Ｑaと目標ＥＧＲ率Ｍegrを用いて、目標ＥＧＲ量Ｑegrを前記の（ｃ）式により演算し、この目標ＥＧＲ量Ｑegrが流れるときのＥＧＲ弁５７の開口面積Ａeを、前記の（ｄ）式により求めればよい。前記の（ｂ）、（ｄ）式より、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、大気圧Ｐaの３変数を知ることができれば、ノズル開度（過給圧）とＥＧＲ弁開度（ＥＧＲ量）の協調制御が可能となり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため、制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分できるわけである。
【００８６】
さて、上記の３変数のうち、排気圧Ｐexh以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧Ｐexhは高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧Ｐexhを推定する手段が必要である。圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、総吸気量に基づいて定常排気圧を算出し、この定常排気圧と排気ガス流量比からタービン加速エネルギーを、また前回のタービン速度から負荷抵抗をそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーと負荷抵抗の差から今回のタービン速度を算出し、この今回のタービン速度に応じて排気圧を算出するものがあるが、この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものであるので、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧を求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００８７】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑas0と、エンジン負荷（たとえば燃料噴射量Ｑf）と、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntと、排気温度Ｔexhの４つの要素を用いて、排気圧Ｐexhをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００８８】
また、この推定した排気圧Ｐexhを用いて図５に従いＥＧＲ制御と過給圧制御を行う。ただし、図５は基本的な考え方を示すもので、実際には、過給圧制御について、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算し（図３５参照）、この目標空気過剰率Ｍlambに基づいて要求新気量Ｔqaを演算し（図３８、図３９参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求新気量Ｔqaとから可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvntsol0を演算し（図４０参照）、この要求開口面積Ａvntsol0となるように可変ノズル２ｄのノズル開度を制御する。また、ＥＧＲ制御については、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し（図４２参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し（図４５参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求ＥＧＲ量ＴqeとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算し（図４６参照）、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００８９】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００９０】
まず、制御の大まかなブロック図を図６に、ＥＧＲ制御についてその詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図８〜図３１、図３３、図３４、図４２〜図４７に、また過給圧制御についてその詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図３５〜図４１に示す。
【００９１】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図６の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００９２】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図９ステップ１〜３、図１３、図１５参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲef信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図９ステップ４〜７、図１０、図１１、図１８、図１９、図２２、図２８、図３１、図３３、図３５、図３８、図３９、図４０、図４２、図４５、図４６参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲef信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図８参照）。
【００９３】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図７に示した順番で行う。図７において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒef信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒef信号前に演算した値）であることを意味している。
【００９４】
以下、図７に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００９５】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【００９６】
図８はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnの各演算についてはそれぞれ図９、図１９、図１８により後述する。
【００９７】
ステップ２ではこれらＱac、Ｑf、Ｔnを用いてＱexh＝Ｑac・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑf0＝Ｑf・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔn0＝Ｔn・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００９８】
図９はシリンダ吸入新気量Ｑacを演算するフローである。
【００９９】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【０１００】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎeを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎeと前記した吸気量の加重平均値Ｑas0とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑac0を、
【０１０１】
【数２】
Ｑac0＝（Ｑas0／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【０１０２】
ステップ６ではこのＱac0のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑac0・Ｚ-nをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑacｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１０３】
ステップ７では容積比Ｋvolと体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑacｎから
【０１０４】
【数３】
Ｑac＝Ｑacn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑacｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑacn-1：Ｑacの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑacを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１０５】
図１０はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算するフローである。
【０１０６】
この演算内容は上記図９に示したシリンダ吸入新気量Ｑacの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３３参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑeの前回値であるＱen-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎeを読み込む。
【０１０７】
ステップ４ではＱen-1とＮeと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecｎを
【０１０８】
【数４】
Ｑecｎ＝（Ｑen-1／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑecｎと容積比Ｋvol、体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用いて、
【０１０９】
【数５】
Ｑec＝Ｑecn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑecｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑecn-1：Ｑecの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【０１１０】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑeに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱeに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑeの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱeのままでＱecを演算することで、できるだけＱecの演算精度を高めるようにしている。
【０１１１】
図１１は体積効率相当値Ｋinを演算するフローである。
【０１１２】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑac、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec、吸気圧Ｐm、吸入ガス温度の前回値であるＴnn-1を読み込み、このうちＰmとＴnn-1からステップ２で図１２を内容とするマップを検索することによりガス密度ROUqcylを求め、このガス密度ROUqcylとシリンダガス重量Ｑcyl（＝Ｑac＋Ｑec）を用いてステップ３において
【０１１３】
【数６】
Ｋin＝Ｑcyl／(Ｖc／ROUqcyl)
ただし、Ｖc：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋinを演算する。
【０１１４】
ここで、体積効率相当値Ｋinの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【０１１５】
図１３は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【０１１６】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐm＿vを読み込み、この出力電圧Ｐm＿vよりステップ２において図１４を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐm＿0に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐm1を吸気圧Ｐmとして演算する。
【０１１７】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐmの演算が簡単になっている。
【０１１８】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【０１１９】
図１５は吸入新気温度Ｔaを演算するフローである。
【０１２０】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔa＿vを読み込み、この出力電圧Ｔa＿vよりステップ２において図１４と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔa0に変換する。
【０１２１】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１２２】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰmn-1に基づいて圧力補正係数Ｋtmpiを、Ｋtmpi＝Ｐmn-1×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１２３】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋtmpiに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔaを、
【０１２４】
【数７】
Ｔa＝Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１２５】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１６、図１７に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑas0）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋvsp、吸気温度の吸気量補正値Ｋqaを求め、上記の数７式に代えて、
【０１２６】
【数８】
Ｔa＝Ｋvsp×Ｋqa×Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔaを求めればよい。
【０１２７】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔa0の値をそのまま吸入新気温度Ｔaとした後、処理を終了する。
【０１２８】
図１８はシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑacと吸入新気温度Ｔaとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと排気温度の前回値であるＴexhn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔexhn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋtlosを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔeを算出し、ステップ３では
【０１２９】
【数９】
Ｔn＝（Ｑac×Ｔa＋Ｑec×Ｔe）／（Ｑac＋Ｑec）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔnとする。
【０１３０】
図１９は燃料噴射量Ｑfを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎeとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮeとＣＬから図２０を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍqdrvを求める。
【０１３１】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑf1に対してさらにステップ４で図２１を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑf1MAXによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑfとして演算する。
【０１３２】
図２２は排気温度Ｔexhを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰexhn-1を読み込む。
【０１３３】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0から図２３を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔexhbを求める。
【０１３４】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0から排気温度の吸気温度補正係数Ｋtexh1を、Ｋtexh1＝（Ｔn0／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋtexh2を、排気圧の前回値Ｐexhn-1からＫtexh2＝（Ｐexhn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋeは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2はテーブル検索により求めてもかまわない（図２４、図２５参照）。
【０１３５】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎeから図２６を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を、ステップ８では指令開度の前回値であるVNTstepn-1と排気量Ｑexhとから図２７を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4をそれぞれ求める。
【０１３６】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔexhbに４つの各補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2、Ｋtexh3、Ｋtexh4を乗じて排気温度Ｔexhを計算する。
【０１３７】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔexhの演算精度が向上する。排気温度Ｔexhの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３１のフロー後述するように、排気温度Ｔexhは排気圧Ｐexhの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔexhの演算精度の向上が排気圧Ｐexhの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐexhの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を導入したものである。
【０１３８】
なお、図２２の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１３９】
【数１０】
【０１４０】
図２８は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntの演算フローである。ステップ１では指令開度の前回値であるVNTstepn-1、総排気重量Ｑtotal（＝Ｑas0＋Ｑf）、排気温度Ｔexhを読み込む。
【０１４１】
このうち総排気重量Ｑtotalと排気温度Ｔexhからステップ２で
【０１４２】
【数１１】
Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ［m3/sec］
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗexhを算出する。
【０１４３】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗexhの平方根をとった値から図２９を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξfricを演算する。ステップ４では指令開度の前回値であるVNTstepn-1と総ガス重量Ｑtotalから図３０を内容とするマップを検索してノズル損失ξconvを演算する。そして、これら２つの損失ξfric、ξconvをステップ５において指令開度の前回値であるVNTstepn-1に乗算して、つまり
【０１４４】
【数１２】
Ａvnt＝ VNTstepn-1×ξfric×ξconv
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０１４５】
図３１は排気圧（タービン入口圧）Ｐexhの演算のフローである。
【０１４６】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１４７】
【数１３】
Ｐexh0＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｋpexh：定数、
の式により排気圧Ｐexh0を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０１４８】
ここで、上記の有効面積相当値Ａvntと排気圧Ｐexh0の各演算方法は、次のようにして得たものである。
【０１４９】
〈１〉流路面積が縮小する場合の流れの基礎式
図５２のように緩やかに断面積が縮小する管内を流れる理想流体を考える。
【０１５０】
流体の圧力、流速、面積、比重をそれぞれＰ、ｗ、Ａ、ρとし、入口を添字１、出口を添字２とし、入口と出口の断面についてベルヌイ（Bernoulli）の定理を適用すると、
ｗ1 2／２＋Ｐ1／ρ＝ｗ2 2／２＋Ｐ2／ρ ・・・（1a）
また、連続の式より
Ａ1×ｗ1＝Ａ2×ｗ2 ・・・（1b）
したがって、両式からｗ1を消去すると、
単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、
Ｑ＝ρ×Ａ2×ｗ2
の式より表すことができる。
【０１５１】
（３）式の右辺の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2を効率ηnとおくと、次の流れの基礎式を得る。
【０１５２】
Ｑ＝ηn×Ａ2×｛２ρ×(Ｐ1−Ｐ2)｝1/2 ・・・（４）
〈２〉ターボチャージャの状態方程式
次に、ターボチャージャ２でのコンプレッサ２ｂと仕事の釣合いの関係を調べる。なお、以下で使用する記号は図５３の通りである。
【０１５３】
コンプレッサ２ｂの実効仕事率Ｌcは、
Ｌｃ＝Ｑas0×Ｗc／ηc ［Ｗ］ ・・・（５）
ただし、Ｑas0：吸入新気重量流量［kg/sec］、
Ｗc：コンプレッサ理論仕事［Ｊ／kg］、
ηc：コンプレッサ効率相当値。
【０１５４】
また、タービン２ａの実効仕事率Ｌtは、
Ｌt＝ηt×Ｑtotal×Ｗt ［Ｗ］ ・・・（６）
ただし、Ｑtotal：総排気重量流量［kg/sec］、
Ｗt：タービン理論仕事［Ｊ／kg］、
ηt：タービン効率相当値。
【０１５５】
タービン２ａとコンプレッサ２ｂは軸を介して直結されているので、コンプレッサ２ｂとタービン２ａの実仕事率Ｌc、Ｌtが等しいとおけば（軸受けのフリクションは効率に含まれる）、ターボチャージャ２の状態方程式として次式を得る。
【０１５６】
〈３〉流路面積が縮小する場合の排気圧予測式の検討
（７）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
ただし、Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧相当値、
ρe：排気の密度、
VNTstep：指令開度、
ηn：効率（損失分）、
の式を得る。
【０１５７】
（8a）式を排気圧Ｐexhについて整理すると、
ここで、排気密度ρeは理論式によれば
ρe＝ρstd×(Ｔa／Ｔexh)×(Ｐexh／Ｐa) ・・・（10）
ただし、ρstd：標準大気の密度（≒1.1679g/cm3）、
Ｔa:コンプレッサ入口温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧、
であるが、この理論式では排気密度ρeを求めるのに排気圧Ｐexhを用いることになって具合が悪いので、
ρe≒ρstd×(Ｔa／Ｔexh)＝Ｔstd／Ｔexh ・・・（11）
ただし、Ｔstd：標準大気の温度（≒298.15Ｋ）、
の近似式を用いる。近似できる理由は、排気圧Ｐexhが高くなれば、排気温度Ｔexhも高くなるので、排気圧Ｐexhの変化分を排気温度Ｔexhに含めて考えることができるからである。
【０１５８】
したがって、（11）式を（９）式に代入することにより、次の式を得る。
【０１５９】
ただし、Ｋpexh：定数。
【０１６０】
ここで、（12a）式右辺のコンプレッサ理論仕事Ｗcとタービン理論仕事Ｗtは次式で与えられる。
【０１６１】
【数１４】
【０１６２】
さて、（12a）式より、排気圧Ｐexhの演算式が求められたが、（12a）式中のηc、ηt、Ｗc、Ｗtの演算は複雑であり（ＥＣＵの能力が要る）、また、（14）式ではこれから求めようとする排気圧Ｐexhを知る必要があるので、さらに考える。
【０１６３】
いま、総排気重量Ｑtotalと吸入新気量Ｑas0および燃料噴射量Ｑf（単位はすべて［kg/sec］とする）の間には次の関係がある。
【０１６４】
Ｑtotal＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（15）
（15）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ａvnt×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐa)｝1/2＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（16a）
Ａvnt＝ηn×VNTstep ・・・（16b）
（16a）式の両辺を２乗して排気圧Ｐexhについて整理すると、次式が得られる。
【０１６５】
Ｐexh＝｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×(１／ρe)＋Ｐa ・・・（17）
ここでも、上記の排気密度ρeの近似式である（11）式を（17）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１６６】
ただし、Ｋpexh：定数。
【０１６７】
（18a）式は上記の（12a）式と等価であり、（18a）式による排気圧Ｐexhの演算式には、コンプレッサ２ｂ、タービン２ａの理論仕事の比（Ｗc／Ｗt）と各々の効率の積(ηc×ηt)が含まれており、（18a）式を用いれば、ターボチャージャ２の理論仕事Ｗc、Ｗtと効率ηc、ηtが未知であっても考慮したことになる。ゆえにあとは、可変ノズル２ｃを流れるガスの効率ηnを求めればよい。
【０１６８】
〈４〉ノズルを流れるガスの効率ηn
効率ηnを含んだ可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntは上記の(8b)式、(16b)式で与えられるが、さらに効率ηnは次式で表すことができる。
【０１６９】
ただし、ξconv：ノズル損失、
ξfric：摩擦損失。
【０１７０】
（19）式においてノズル損失ξconvは、ノズル開度毎に決まる損失であり、縮まり管の場合、（３）式からわかるように１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2が効率になる。
【０１７１】
しかしながら、流速の変化が大きい場合、１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値をそのままノズル損失ξconvとみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いので、ノズル開度に対する効率のテーブルを持たせることで記述している（図３０参照）。
【０１７２】
また、（19）式の摩擦損失ξfricは、ノズル内部の流れを層流とみなすとハーゲンポアズイユ（Hagen-Poiseuille）の式が成り立ち、流速の平方根に摩擦損失ξfricが比例する。そこで、
Ｗexh＝Ｑtotal／ρe ・・・（20）
の式により体積流量相当値Ｗexhを算出し、これの平方根を排気流速として、これにより摩擦損失ξfricを検索する（図２９参照）。
【０１７３】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（20）式に代入して、
このようにして、（19）式によりノズル有効面積相当値Ａvntを演算し、このＡvntのほか、Ｑas0、Ｑf、Ｔexh、Ｐa を用いて、（18a）、（18b）式により排気圧Ｐexhを予測するようにしたわけである。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果を図３２に示す。同図より、予測値でも十分な精度があることがわかる。
【０１７４】
次に、図３３はＥＧＲ(流)量Ｑeを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１７５】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３４を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求める。
【０１７６】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑeを、これら吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveとから、
【０１７７】
【数１５】
Ｑe＝Ａve×｛(Ｐexh−Ｐm)×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式により計算する。
【０１７８】
図３５は目標過剰率Ｍlambを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、このうちＮeとＱfからステップ２において図３６を内容とするマップを検索して目標空気過剰率基本値Ｍlamb0を求める。ステップ３では大気圧Ｐaから図３７を内容とするテーブルを検索して目標空気過剰率補正値Ｈlambを求め、この補正値Ｈlambを目標空気過剰率基本値Ｍlamb0に乗ずることによって目標空気過剰率Ｍlambを計算する。
【０１７９】
図３８は目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1を演算するフローである。エンジン回転数Ｎe、目標空気過剰率Ｍlamb、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうち燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0からステップ２において
【０１８０】
【数１６】
Ｍqac＝Ｍlamb×Ｂlamb×Ｑf0
ただしＢlamb：理論空燃比（≒１４．７）、
の式により目標吸入新気量Ｍqacを求める。
【０１８１】
ステップ３ではこの目標吸入新気量Ｍqacに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１８２】
【数１７】
Ｒqac＝Ｒqacn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqac×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqacn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqacを演算し、この中間処理値Ｒqacと上記の目標吸入新気量Ｍqacを用いてステップ４で
【０１８３】
【数１８】
Ｔqac1＝Ｍqac×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqacn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqacn-1：Ｒqacの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1を求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１８４】
図３９は要求新気量Ｔqaを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac（実測値に相当）、目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1を読み込み、これらの差dＱa（＝Ｔqac1−Ｑac）をステップ２において計算する。ステップ３ではこれらの差dＱaから積分制御より積分補正値Ｋqacを演算し、この補正値Ｋqacをステップ４において目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1に乗じた値を、改めて目標シリンダ吸入新気量Ｔqacとして求める。
【０１８５】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入新気量Ｔqacから、
【０１８６】
【数１９】
Ｔqa＝（Ｔqac／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求新気量Ｔqaを計算する。
【０１８７】
図４０は可変ノズルの指令開度VNTstepを演算するフローである。ステップ１では大気圧Ｐa、排気圧Ｐexh、要求新気量Ｔqa、摩擦損失ξfric、ノズル損失ξconvを読み込む。なお、摩擦損失ξfric、ノズル損失ξconvは、図２８のフローにおいて得た値をＲＡＭに移して保存しておき、このＲＡＭから読み込めばよい。
【０１８８】
ステップ２では可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvnt＿sol0を、
【０１８９】
【数２０】
Ａvnt sol0＝Ｔqa／｛（Ｐexh−Ｐ a）×Ｋv＃｝1/2
ただし、Ｋv＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算し、この要求開口面積Ａvnt sol0からステップ３において
【０１９０】
【数２１】
Ａvnt＿sol＝Ａvnt＿sol0×ξfric×ξconv
の式により要求有効面積Ａvnt＿solを演算する。
【０１９１】
ステップ４ではこの要求有効面積Ａvnt＿solより図４１を内容とするテーブルを検索して可変ノズルの指令開度VNTstepを求める。
【０１９２】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度VNTstepは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度VNTstepとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【０１９３】
図４２は目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込み、このうちＮeとＱfとから図４３を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔnから図４４を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍegrを計算する。
【０１９４】
図４５は要求ＥＧＲ(流)量Ｔqeの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、目標ＥＧＲ率Ｍegr、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑacに目標ＥＧＲ率Ｍegrをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを計算する。
【０１９５】
ステップ３（図３８のステップ３と同様）ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１９６】
【数２２】
Ｒqec＝Ｒqecn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqec×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqecを演算し、この中間処理値Ｒqecと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを用いてステップ４（図３８のステップ４と同様）で
【０１９７】
【数２３】
Ｔqec＝Ｍqec×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqecn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４では、目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1と同様に、この遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１９８】
ステップ５（図３９のステップ５と同様）ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecから、
【０１９９】
【数２４】
Ｔqe＝（Ｔqec／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔqeを計算する。
【０２００】
図４６は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、要求ＥＧＲ量Ｔqeを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを、
【０２０１】
【数２５】
Ｔav＝Ｔqe／｛（Ｐexh−Ｐm）×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０２０２】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavより図４７を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍliftを求め、この目標リフト量Ｍliftに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttとして求める。
【０２０３】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０２０４】
このように、本発明の実施形態では、吸気量(の加重平均値)Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、可変ノズルの有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexhの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１３式を用いて排気圧Ｐexhを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０２０５】
また、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算し、この目標空気過剰率Ｍlambに基づいて要求新気量Ｔqaを演算し、前記推定した排気圧Ｐexhと大気圧Ｐaとの差圧（Ｐexh−Ｐa）およびこの要求新気量Ｔqaから可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvntsol0を上記の数２０式を用いて演算し、この要求開口面積Ａvntsol0となるように可変ノズル２ｄのノズル開度を制御するとともに、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmとの差圧（Ｐexh−Ｐm）およびこの要求ＥＧＲ量ＴqeからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを上記の数２５式を用いて演算し、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。つまり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分するようにしたので、従来装置（特開平６−１７３７５２号公報）のように、過渡時にも制御応答性が悪くなることがなく、これによって過渡時にも最適な過給圧とＥＧＲ量でエンジンを運転することができ、ＮＯｘとＰＭの同時低減を図ることができる。
【０２０６】
また、可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvntsol0に可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを乗算した値を可変ノズル２ｄの要求有効面積Ａvntsolとして求めるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０２０７】
同様にして、有効面積相当値Ａvntを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度の前回値であるVNTstepn-1との積で与えるようにしたので、このときも可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０２０８】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnは摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０２０９】
また、摩擦損失ξfricを、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξfricを精度よく与えることができる。
【０２１０】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（上記（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξconvを、指令開度の前回値であるVNTstepn-1と総排気重量Ｑtotalに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０２１１】
また、指令開度の前回値であるVNTstepn-1と排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。
【０２１２】
次に、図４８、図４９は第２実施形態の演算フローで、それぞれ第１実施形態の図３３、図４６に置き換わるものである。なお、第１実施形態と同一部分には同一のステップ番号をつけている。
【０２１３】
第１実施形態では、上記の数１５式に示したように、排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差圧からＥＧＲ流量Ｑeを演算していたが、第２実施形態では、さらにＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮するようにしたもので、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となる。
【０２１４】
第１実施形態と相違する部分を主に説明すると、図４８のステップ１１で吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsのほか、排気温度Ｔexhを読み込む。ステップ１２では、
【０２１５】
【数２６】
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ａvps：ＥＧＲ弁５７の全開面積相当値、
λ：ＥＧＲ通路５４の直管損失係数、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
ｌ：ＥＧＲ通路５４の長さ、
ζ：ＥＧＲ通路５４の曲り管損失係数、
ｇ：重力の加速度、
Ｃv：定数、
の式によりＥＧＲ流量Ｑeを演算する。
【０２１６】
ただし、ＥＧＲ通路の直管損失係数λと曲がり管損失係数ζは次の式により計算すればよい。なお、数２６式において、λは直管損失モデル（ブラジウスの式）より、またζは曲がり管損失モデル（ワイズバッハの式）により得られるものである。
【０２１７】
【数２７】
ただし、Ｃs、Ｃb1、Ｃb2：定数、
Ｔstd：標準大気温度、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
Ｒ：ＥＧＲ通路５４の曲率半径、
ｎ：ＥＧＲ通路５４の曲がり部の数。
【０２１８】
上記の数２６式は、公知の式をＥＧＲガスの流れに当てはめて得られる式である。たとえば、次のようにして数２６式を導くことができる。上記の数１式の第３式に上記の（４）式を適用して
Ｑegr＝Ａegr×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（22a）Ａegr＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（22b）ただし、Ａegr：ＥＧＲ弁５７の有効面積相当値、
Ａve：ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値、
ηn2：ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率、
Ｃv：定数。
【０２１９】
これは、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveに対して新たにηn2×Ｃvを導入したものである。
【０２２０】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（22a）式に代入して、
Ｑe＝Ａegr×｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（23）
ただし、Ｔstd：標準大気温度
また、（22b）式の効率ηn2を第１実施形態にならって
ηn2＝ξconv-egr×ξfric-egr ・・・（24）
ξconv-egr：ＥＧＲ弁５７での損失、
ξfric-egr：ＥＧＲ通路５４の摩擦損失、
とする。
【０２２１】
ここで、ＥＧＲ弁５７での損失ξconv-egrを縮まり管の原則通りに、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2 ・・・（25）
とおく。
【０２２２】
一方、ＥＧＲ通路５４の摩擦損失ξfric-egrはダルシーワイズバッハ（Darcy-Weisbach）の式より、
ただし、ε：管摩擦係数、
λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
と表すことができる。
【０２２３】
（25）式、（26）式を（24）式に代入して、
となり、（27）式を（22b）式に代入することで、次の式を得る。
【０２２４】
この（28）式を（22a）式に代入することで数２６式が得られる。
【０２２５】
さて、上記の数２６式のもととなった式（22a）式、（22b）式は、一般的には定常流の式であるため、非定常流では使えないというのが定説である。しかしながら、このたび、数２６式を用いて実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、数２６式によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【０２２６】
また、図４９のステップ１１、１２では、図４８のステップ１１、２と同様にして、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込み、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３４を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求め、このＡveを用いて、ステップ１３で
【０２２７】
【数２８】
の式によりＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算する。
【０２２８】
数２８式は次のようにして得たものである。上記の（22a）式、（22b）式で開口面積相当値Ａveに対して定数Ｃvと効率ηn2を導入したので、これに合わせて、ＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを考えるときも
Ｔav＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（29）
のように開口面積相当値Ａveに対して同じ値の定数Ｃvと効率ηn2を導入する。ここで、効率ηn2は（27）式により与えられているから、（27）式を（29）式に代入することで、数２８式が得られる。
【０２２９】
このように、第２実施形態では、ＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮したので、より精度の高いＥＧＲ量Ｑeの演算が可能となる。
【０２３０】
さらに述べると、通路の開口面積相当値を、通路を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限られるというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを上記の効率ηn2で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、第２実施形態によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を容易に考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となったのである。
【０２３１】
ここで、図６をみると、ＥＧＲ量Ｑeからシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecが、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecからシリンダ吸入ガス温度Ｔnが、シリンダ吸入ガス温度Ｔnからサイクル処理値Ｔn0が、サイクル処理値Ｔn0から排気温度Ｔexhが、排気温度Ｔexhから排気圧Ｐexhが演算されるので、ＥＧＲ量Ｑeの演算精度を高めることは、排気圧Ｐexhの演算精度を高めることに結びつく。したがって、演算精度の向上した排気圧Ｐexhに基づくことで、過給圧（吸入新気量）とＥＧＲ量を、さらに精度よく制御することが可能となる。
【０２３２】
また、ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率ηn2を、ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrとＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積としたので、ＥＧＲ弁５７での圧力損失とＥＧＲ通路５４の摩擦損失を別個に考慮できる。
【０２３３】
また、直管損失係数λを、上記の数２７式により演算するようにしたので、排気圧Ｐexhが急激に変化する過渡時にも直管損失係数λを応答よく求めることができる。
【０２３４】
図５０は第３実施形態の可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの演算フローで、第１実施形態の図２８に置き換わるものである。
【０２３５】
第３実施形態は、第１実施形態の効率ηnの演算を簡略化したものである。具体的には、ステップ１で指令開度の前回値であるVNTstepn-1と排気流量Ｑexhを読み込み、これらからステップ２において図５１を内容とするマップを検索することにより有効面積の補正値Ｋvntを求め、これをステップ３において指令開度の前回値であるVNTstepn-1に乗算して有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０２３６】
ここで、補正値Ｋvntは、第１実施形態の効率ηn（＝ξfric×ξconv）に相当する値である。
【０２３７】
このように、第３実施形態では、可変ノズルを流れるガスの効率ηnの演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【０２３８】
図５４は第４実施形態の排気圧（タービン入口圧）の演算フローで、第１実施形態の図３１に置き換わるものである。
【０２３９】
第１実施形態では、ノズル２ｄを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れである（図５２参照）と仮定して排気圧を演算したのに対して、第４実施形態は、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れ（図５６参照）と仮定して求めるものである。図５４において具体的には、ステップ１１で
【０２４０】
【数２９】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh
ただし、Ｋpexhn：定数、
の式によりタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを演算し、このＰexhrと大気圧Ｐaからステップ１２において図５５を内容とするマップを検索することにより排気圧Ｐexh0を求める。後は、図３１と同じであり、このＰexh0に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０２４１】
ここで、どのようにして数２９式の排気圧の演算方法を得たかを次に説明する。
【０２４２】
〈５〉先細ノズルの場合の流れの基礎式
タービンノズルを通過する通過する流れを考察すると、外部との熱の出入りや仕事がほとんどないため、流体の持つエネルギは、内部エネルギの減少分が運動エネルギと押し出し仕事に変化すると考えられる。また、エンジンの排気は、低圧・高温なので理想気体とみなせる。したがって、タービンノズルを通過する排気の流れは、「理想気体が断熱変化をして流動する」と考えることができる。
【０２４３】
さて、タービンノズルのような先細ノズルにおいて、図５６に示したように、圧力、比容積、流速、面積、温度、比熱比、気体定数をそれぞれ、Ｐ、ｖ、ｗ、Ａ、Ｔ、κ、Ｒとし、入口を添字１、出口を添字２とすると、
【０２４４】
【数３０】
【０２４５】
である。また、定常流動のエネルギ基本式から、次式が成り立つ。
【０２４６】
【数３１】
【０２４７】
数３１式に（31）式を代入して、
【０２４８】
【数３２】
【０２４９】
あるいはＰ1Ｖ1＝ＲＴ1から、
【０２５０】
【数３３】
【０２５１】
先細ノズルでは、入口流速ｗ1は出口流速ｗ2に比べてきわめて小さいので省略すると、ノズル出口端の速度ｗ2は次式で与えられる。
【０２５２】
【数３４】
【０２５３】
ノズルの各断面を単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、Ｑ＝Ａ2×ｗ2／ｖ2＝ρe×Ａ2×ｗ2［kg/sec］ ・・・（33）である。また、ノズル内を流れる流体は理想気体で断熱変化するものとみなしているから、上記の（31）式より、
【０２５４】
【数３５】
【０２５５】
である。
【０２５６】
（33）式に（32）式と（34）式を代入すると、
【０２５７】
【数３６】
【０２５８】
（35）式が先細ノズルの場合の流れの基礎式である。
【０２５９】
〈６〉先細ノズルの場合の排気圧予測式の検討
図５３を参照する。（15）式から
Ｑas0＋Ｑf＝Ｑtotal［kg/sec］ ・・・（36）である。この（36）式の右辺に、面積が縮小するノズルの流れの式である上記の（35）式を適用して、
【０２６０】
【数３７】
【０２６１】
の式を得る。
【０２６２】
ここで、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
【０２６３】
【数３８】
【０２６４】
とおくと、（37a）式は
となるので、（39）式をタービン入口排気圧相当値Ｐexhrについて整理すると、次式が得られる。
【０２６５】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（40）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０２６６】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×Ｔexh［Ｐａ］・・・（41a）
Ｋpexhn＝(１／(２×ρe))×(κe／(κe−１)) ・・・（41b）
ただし、Ｋpexhn：定数。
【０２６７】
さて、上記の数１３式のように、ノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものでは、標準状態（298Ｋ、0.1ＭＰａ）において排気圧の高い演算精度が得られるのであるが、実験によると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下することがわかっている。これは、数１３式が比重の変化を考慮してはいるが、まだ正確でないためと思われる。
【０２６８】
これに対して、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定して求めた第４実施形態によれば、演算式により単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られることになった。
【０２６９】
しかも第４実施形態でマッチングしなければならない図５１の特性は、図示のように単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度は高いのである（実験により確認している）。
【０２７０】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置を用いた場合で説明したが、これに限定されるものでない。たとえばユニットインジェクタを用いる場合にも適用可能である。
【０２７１】
実施形態ではディーゼルエンジンの場合で説明したが、ガソリンエンジンに対しても適用できることはいうまでもない。
【０２７２】
実施形態ではコンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサ７３を設けた場合で説明したが、上記ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを搭載する車両が標準大気（やこれに近い大気）のもとで運転される限りにおいては、コンプレッサ入口圧センサは不要である。このときは、標準大気に対するＰaの値を設定してやれば済むからである。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】ＮＯｘ、ＰＭの各排出量に対するＥＧＲ率、新気量（過給圧）の各感度の関係を示す特性図。
【図５】ＥＧＲ制御と過給圧制御の基本的な考え方を示すブロック図。
【図６】制御システムのブロック図。
【図７】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図８】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図９】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１０】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１１】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１２】空気密度の特性図。
【図１３】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１５】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１６】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図１７】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図１８】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２０】基本燃料噴射量の特性図。
【図２１】最大噴射量の特性図。
【図２２】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】排気温度基本値の特性図。
【図２４】吸気温度補正係数の特性図。
【図２５】排気圧補正係数の特性図。
【図２６】スワール補正係数の特性図。
【図２７】ノズル開度補正係数の特性図。
【図２８】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図２９】摩擦損失の特性図。
【図３０】ノズル損失の特性図。
【図３１】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３３】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３４】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３５】目標空気過剰率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３６】目標空気過剰率基本値の特性図。
【図３７】目標空気過剰率補正値の特性図。
【図３８】目標シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】要求新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４０】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図４１】指令開度の特性図。
【図４２】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４４】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４５】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４６】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４７】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４８】第２実施形態のＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４９】第２実施形態の指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５０】第３実施形態のノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図５１】第３実施形態の有効面積補正値の特性図。
【図５２】流路面積が縮小する流れのモデル図。
【図５３】吸排気系の力学的釣合いの検討に使用したモデル図。
【図５４】第４実施形態の排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図５５】第４実施形態の排気圧Ｐexh0の特性図。
【図５６】先細ノズルのモデル図。
【図５７】第１の発明のクレーム対応図。
【図５８】第１１、第２８の発明のクレーム対応図。
【図５９】第１８の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
１ エンジン本体
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１０ コモンレール式燃料噴射装置
１６ コモンレール
１７ 燃料噴射弁
４１ 電子制御ユニット
５４ ＥＧＲ通路
５７ ＥＧＲ弁
７２ 吸気圧センサ
【発明の属する技術分野】
この発明はエンジンの制御装置、特にＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備えるものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ターボチャージャを運転条件に応じて効率よく活用するため（すなわち低速域で高過給を得、かつ高速域では高効率で運転する）、特開平８−２７０４５４号公報に示すように、タービン内に可変ノズルを備える可変容量ターボチャージャ（Variable Nozzle Turbocharger）が実用化されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、大量にＥＧＲを行うと窒素酸化物を低減できるものの大量ＥＧＲによって空燃比が低下するので、これを避けるため、実用運転域（低速時や低負荷時）で高過給化する必要があり、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と上記の可変容量ターボチャージャとを組み合わせて、エンジンの排気組成と運転性の双方を改善することが考えられる。
【０００４】
この場合に、タービンを通過する排気量ＱexhとＥＧＲ弁を通過するＥＧＲ量Ｑegrと１シリンダに吸入されるガス重量Ｑcylの間には次の数１式の関係があるため、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量を互いに独立して制御することは困難であり、一方の量を制御した結果を受けて他方の量を修正する必要がある。
【０００５】
【数１】
Ｑcyl＝Ｑac＋Ｑec ［mg/st.cyl］
Ｑexh＝Ａvnt×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐa))1/2 ［kg/sec］
Ｑegr＝Ａegr×(２×ρe×(Ｐexh−Ｐm))1/2 ［kg/sec］
ただし、Ｑac：シリンダ吸入新気量
Ｑec：シリンダ吸入ＥＧＲ量
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値
Ａegr：ＥＧＲ弁の有効面積相当値
Ｐexh：排気圧（タービン入口圧）
Ｐm：吸気圧（コンプレッサ出口圧）
Ｐa：大気圧（コンプレッサ入口圧）
ρe：排気の密度
たとえば、吸入新気量を増加させる場合を考える。可変ノズルのノズル開度を変更することにより、可変ノズルの有効面積相当値（タービンの効率も含む）Ａvntを変化させると、排気圧Ｐexhが増加する割合と可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが変化した割合に応じてタービン回転数が増加し、排気量Ｑexh（≒吸入新気量）が増加する（なお、ノズル開度を小さくする（ノズルを絞る）と、排気が通過する可変ノズルの実面積は小さくなるが、タービンの効率も変化するため、必ずしも可変ノズルの有効面積相当値Ａvntが小さくなるとは限らない）。すなわち、ノズル開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第３式よりＥＧＲ量Ｑegrも変化する。過渡運転状態では排気圧Ｐexhが立ってから吸気圧Ｐmが増加し、これによってＥＧＲ量Ｑegrが増大する。周知の通り、ＮＯｘと粒子状物質（ＰＭ）・ＨＣ・ＣＯとはトレードオフの関係にあるため、このようにして、ＥＧＲ量Ｑegrが過大に増えたのでは、ＮＯｘは減少するものの、粒子状物質やＨＣ、ＣＯが大幅に悪化したり、燃費が悪くなったりするおそれがある。
【０００６】
次に、ＥＧＲ量Ｑegrを増加させる場合を考える。ＥＧＲ弁開度を変更することにより、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegrを変化させると、その有効面積相当値Ａegrが変化した割合に応じてＥＧＲ量Ｑegrが増加する。すなわち、ＥＧＲ弁開度を変更することにより、排気圧Ｐexhが変化するため、数１式の第２式より排気量Ｑexhも変化する。言い換えると、ＥＧＲ量Ｑegrを増したときは、排気圧Ｐexhが減少するため、吸入新気量が減少する。このため、所望の新気量が得られず、空気量不足により、スモークが悪化したり、出力が低下したりするおそれがある。
【０００７】
このように、吸入新気量（過給圧）とＥＧＲ量とは互いに独立して制御することが困難であり、一方を制御した結果を受けて他方を修正する必要があることがわかる。
【０００８】
そこで、このような課題に対して、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が特開平６−１７３７５２号公報に開示されている。
【０００９】
しかしながら、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。理論的には、タイムシェアリング周期を短くするほど制御応答性がよくなるはずであるが、実際には吸気圧センサに応答遅れがあり、吸気圧センサが応答しない間は制御目標となる状態を検出できない。つまり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くすることはできないのであり、吸気圧センサの応答遅れ期間よりタイムシェアリング周期を短くしたのでは、制御値が発散するおそれがある。このため、過渡時に最適な過給圧とＥＧＲ量でエンジンを運転することができなくなり、実際の運転状態では、所望の排気低減が行われなかったり、燃費や出力性能が悪化する心配がある。
【００１０】
ここで、ＮＯｘ、ＰＭの各排出量に対するＥＧＲ率、新気量（過給圧）の各感度の関係を改めて図４に示す。同図より、新気量（過給圧）はＮＯｘ排出量にはあまり影響を与えないが、ＰＭ排出量に大きく影響する。これに対して、ＥＧＲ率が増加するにつれてＮＯｘ排出量が漸次減少し、一方、所定のＥＧＲ率まではＰＭ排出量にほとんど影響がないが、所定のＥＧＲ率を超えると急激にＰＭ排出量が増加する。これらの特性より、ＮＯｘ排出量は酸素濃度（≒ＥＧＲ率）で決まり、ＰＭ排出量は所定の酸素濃度（≒空気過剰率）以上なら増加しないことがわかる。したがって、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度とするには、目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率を予め定めておき、図５に示したように、これら目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率が得られるように可変ノズル２ｄのノズル開度とＥＧＲ弁５７の開度を協調して制御する必要がある。
【００１１】
図５を説明すると、まず、空気過剰率＝（新気量／燃料量）／理論空燃比であるから、目標空気過剰率Ｍlambと燃料噴射量Ｑfを用いて、目標新気量Ｑaを
Ｑa＝Ｍlamb×Ｑf×理論空燃比 ・・・（ａ）
の式により演算し、この目標新気量Ｑaが流れるときの可変ノズル２ｄの開口面積Ａvntsol0を、流体力学の公式から
Ａvntsol0＝Ｑa／｛２×ρe×（Ｐexh−Ｐa）｝1/2 ・・・（ｂ）
ただし、Ｐexh：排気圧
Ｐa：大気圧（コンプレッサ入口圧）
ρe：排気密度
の式により求めることができる。
【００１２】
一方、ＥＧＲ率＝ＥＧＲ量／新気量であるから、目標新気量Ｑaと目標ＥＧＲ率Ｍegrを用いて、目標ＥＧＲ量Ｑegrを
Ｑegr＝Ｑa×Ｍegr ・・・（ｃ）
の式により演算し、この目標ＥＧＲ量Ｑegrが流れるときのＥＧＲ弁５７の開口面積Ａeを、流体力学の公式から
Ａe＝Ｑegr／｛２×ρe×（Ｐexh−Ｐm）｝1/2 ・・・（ｄ）
ただし、Ｐexh：排気圧
Ｐmは吸気圧（コンプレッサ出口圧）
ρe：排気密度
の式により求めることができる。
【００１３】
したがって、（ｂ）、（ｄ）式より、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、大気圧Ｐaの３変数を知ることができれば、ノズル開度（過給圧）とＥＧＲ弁開度（ＥＧＲ量）の協調制御が可能となり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため、制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分することができるのである。
【００１４】
ここで、上記の３変数のうち、排気圧Ｐexh以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧Ｐexhは高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、ノズル開度とＥＧＲ弁開度を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧Ｐexhを推定する手段が必要である。
【００１５】
さて、圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、特開平９−１４０２３号公報に記載のように、総吸気量（Ｑa）に基づいて定常排気圧Ｐwを算出し、この定常排気圧Ｐwと排気ガス流量比Ｋgからタービン加速エネルギーＦを、また前回のタービン速度Ｖ(i-1)から負荷抵抗ＦＬをそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーＦと負荷抵抗ＦＬの差から今回のタービン速度Ｖ(i)を算出し、この今回のタービン速度Ｖ(i)に応じて排気圧Ｐexを算出するものがある。この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものである。
【００１６】
しかしながら、この方法のように定常排気圧から排気圧を推定するのでは、定常排気圧の演算に遅れがあると、過渡時の排気圧を精度よく推定できない。
【００１７】
また、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。というのも、ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧Ｐwを求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００１８】
このため、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備える場合に、吸入空気量と燃料噴射量と可変ノズルの有効面積相当値と排気温度の４つの要素を用いて排気圧をダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）することで、過渡時においても排気圧を精度よく推定するようにした装置を本願発明とほぼ同時期に提案している。
【００１９】
そこで本発明は、この推定した排気圧を用いてＥＧＲ制御と過給圧制御を行うのであるが、この場合に、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分することにより、過渡時の制御応答性を確保しつつＮＯｘとＰＭの同時低減を図ることを目的とする。
【００２０】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５７に示すように、吸入空気量Ｑas0を検出する手段８１と、エンジンの負荷を検出する手段８２と、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを検出する手段８３と、排気温度Ｔexhを検出する手段８４と、これら４つの要素を用いて排気圧Ｐexhを推定する手段８５と、前記推定した排気圧Ｐexhと大気圧Ｐaの差圧を演算する手段８６と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算する手段８７と、この目標空気過剰率に基づいて要求新気量Ｔqaを演算する手段８８と、この要求新気量Ｔqaと前記大気圧との差圧（Ｐexh−Ｐa）とから前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を演算する手段８９と、この要求開口面積Ａvntsol0となるように前記可変ノズルの開度を制御する手段９０と、吸気圧Ｐmを検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐexhとこの吸気圧Ｐmの差圧を演算する手段９２と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算する手段９３と、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算する手段９４と、この要求ＥＧＲ量Ｔqeと前記吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔavを演算する手段９５と、この要求開口面積Ｔavとなるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段９６とを設けた。
【００２１】
第２の発明では、第１の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh：排気圧、
Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口排気温度、
Ｐa：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算する。
【００２２】
第３の発明では、第１の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐ exhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口の排気温度、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算する。
【００２３】
第４の発明では、第２または第３の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００２４】
第５の発明では、第１から第４までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００２５】
第６の発明では、第１から第５までのいずれか一つの発明において前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnで補正する。
【００２６】
第７の発明では、第５または第６の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００２７】
第８の発明では、第７の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００２８】
第９の発明では、第７の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００２９】
第１０の発明では、第５または第６の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００３０】
第１１の発明では、第１から第１０までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５８に示すように、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段１０１と、この開口面積相当値Ａveと前記吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段１０２と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段１０３と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段１０４と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段１０５と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段１０６と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段１０７と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１０８と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０９と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１１０とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００３１】
第１２の発明では、第１１の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００３２】
第１３の発明では、第１２の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００３３】
第１４の発明では、第１２の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００３４】
第１５の発明では、第１２の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００３５】
第１６の発明では、第１１から第１５までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３６】
第１７の発明では、第１１から第１６までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００３７】
第１８の発明は、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、図５９に示すように、吸入空気量Ｑas0を検出する手段８１と、エンジンの負荷を検出する手段８２と、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを検出する手段８３と、排気温度Ｔexhを検出する手段８４と、これら４つの要素を用いて排気圧Ｐexhを推定する手段８５と、前記推定した排気圧Ｐexhと大気圧Ｐaの差圧を演算する手段８６と、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算する手段８７と、この目標空気過剰率に基づいて要求新気量Ｔqaを演算する手段８８と、この要求新気量Ｔqaと前記大気圧との差圧（Ｐexh−Ｐa）とから前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を演算する手段８９と、この要求開口面積Ａvntsol0となるように前記可変ノズルの開度を制御する手段９０と、吸気圧Ｐmを検出するセンサ９１と、前記推定した排気圧Ｐexhとこの吸気圧Ｐmの差圧を演算する手段９２と、この吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失λを演算する手段１２１と、この直管損失λと前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失ζとに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを演算する手段１２２と、前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段１２３と、この開口面積相当値Ａveに基づいて前記ＥＧＲ弁での損失ξconv-egrを演算する手段１２４と、このＥＧＲ弁での損失ξconv-egrと前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrの積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2として演算する手段１２５と、この効率ηn2で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積Ｔavとして演算する手段１２６と、この要求開口面積Ｔavとなるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段１２７とを設けた。
【００３８】
第１９の発明では、第１８の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh：排気圧、
Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口排気温度、
Ｐa：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算する。
【００３９】
第２０の発明では、第１８の発明において前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐ exhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口の排気温度、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算する。
【００４０】
第２１の発明では、第１９または第２０の発明において前記コンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサを備える。
【００４１】
第２２の発明では、第１８から第２１までのいずれか一つの発明において前記有効面積相当値Ａvntが、前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnと前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値VNTstepとの積である。
【００４２】
第２３の発明では、第１８から第２２までのいずれか一つの発明において前記可変ノズルの要求開口面積Ａvntsol0を前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnで補正する。
【００４３】
第２４の発明では、第２２または第２３の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積である。
【００４４】
第２５の発明では、第２４の発明において前記摩擦損失ξfricが、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値である。
【００４５】
第２６の発明では、第２４の発明において前記ノズル損失ξconvが、前記ノズル開度指令値VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値である。
【００４６】
第２７の発明では、第２２または第２３の発明において前記可変ノズルを流れるガスの効率ηnが、前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じた値である。
【００４７】
第２８の発明では、第１８から第２７までのいずれか一つの発明において前記排気温度Ｔexhを検出する手段８４が、図５８に示すように、前記ＥＧＲ弁の実開度Ｌiftsより前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを演算する手段１０１と、この開口面積相当値Ａveと前記吸気圧との差圧（Ｐexh−Ｐm）とに基づいてＥＧＲ量Ｑeを演算する手段１０２と、このＥＧＲ量Ｑeとエンジン回転数Ｎeに基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算する手段１０３と、このシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecとコンプレッサ入口温度Ｔaとシリンダ吸入新気量Ｑacと前回の排気温度Ｔexhn-1に基づいてシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算する手段１０４と、このシリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0を演算する手段１０５と、燃料噴射量Ｑfを演算する手段１０６と、この燃料噴射量Ｑfのサイクル処理値Ｑf0を演算する手段１０７と、このサイクル処理値Ｑf0に基づいて排気温度基本値Ｔexhbを演算する手段１０８と、前記シリンダ吸入ガス温度Ｔnのサイクル処理値Ｔn0から吸気温度補正係数Ｋtexh1を演算する手段１０９と、この補正係数Ｋtexh1で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正して今回の排気温度Ｔexhを演算する手段１１０とからなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値Ａveを前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2で補正する。
【００４８】
第２９の発明では、第２８の発明において前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率ηn2が、前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrと排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積である。
【００４９】
第３０の発明では、第２９の発明において前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算する。
【００５０】
第３１の発明では、第２９の発明において前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算する。
【００５１】
第３２の発明では、第２９の発明において前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算する。
【００５２】
第３３の発明では、第２８から第３２までのいずれか一つの発明において前記ノズル開度指令値VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００５３】
第３４の発明では、第２８から第３３までのいずれか一つの発明において吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で前記排気温度基本値Ｔexhbを補正する。
【００５４】
【発明の効果】
第１、第１３、第１４、第３０、第３１の発明では、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率を演算し、この目標空気過剰率に基づいて要求新気量を演算し、前記推定した排気圧と吸気圧との差圧およびこの要求新気量から可変ノズルの要求開口面積を演算し、この要求開口面積となるように可変ノズルのノズル開度を制御するとともに、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率を演算し、この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量を演算し、前記推定した排気圧と吸気圧との差圧およびこの要求ＥＧＲ量からＥＧＲ弁の要求開口面積を演算し、この要求開口面積となるようにＥＧＲ弁開度を制御する。つまり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分するようにしたので、従来装置（特開平６−１７３７５２号公報）のように、過渡時にも制御応答性が悪くなることがなく、これによって過渡時にも最適な過給圧と最適なＥＧＲ量でエンジンを運転することができ、ＮＯｘとＰＭの同時低減を図ることができる。
【００５５】
第１、第１８の発明では、吸入空気量、エンジンの負荷、可変ノズルの有効面積相当値、排気温度の４つの要素から排気圧をダイレクトに排気圧を演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
、第２、第１９の発明は、タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものであり、この第２、第１９の発明によれば、標準状態において排気圧の高い演算精度が得られる。
【００５６】
タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算すると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下するのであるが、第３、第２０の発明によれば、タービンノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定した演算式により、単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られる。しかもこの場合にマッチングしなければならない特性は単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度を高くすることができる。
【００５７】
第４、第２１の発明によれば、高度変化によりコンプレッサ入口圧が変化しても、排気圧の精度が低下することがない。
【００５８】
第５、第６の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率を考慮できる。
【００５９】
第７、第２４の発明によれば、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【００６０】
第８、第２５の発明によれば、排気流速が相違しても、摩擦損失を精度よく与えることができる。
【００６１】
流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（後述する（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、第９、第２６の発明によれば、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【００６２】
第１０、第２７の発明によれば、可変ノズルを流れるガスの効率の演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【００６３】
開口面積相当値を弁を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限るというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁の開口面積相当値をＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量を演算できていることを初めて見いだした。したがって、第１１、第２８の発明によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【００６４】
第１２、第２９の発明によれば、ＥＧＲ弁での圧力損失とＥＧＲ通路の摩擦損失を別個に考慮できる。
【００６５】
第１５、第３２の発明によれば、排気圧が急激に変化する過渡時にも直管損失係数を応答よく求めることができる。
【００６６】
第１６、第１７、第３３、第３４の発明によれば、排気温度の演算精度が向上するので、この向上分だけ排気圧の演算精度が向上する。
【００６７】
第１８の発明によれば、排気圧の演算精度の向上分だけＥＧＲ弁の過渡時の要求開口面積の演算精度が向上するほか、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ弁の要求開口面積の演算が可能となった。
【００６８】
【発明の実施の形態】
図１において、エンジンには公知のコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００６９】
これを図２により概説すると（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）、この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられる燃料噴射弁１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介してコモンレール１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分の燃料噴射弁１７に分配される。
【００７０】
噴射ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、バルブボディ内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇して噴射弁先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００７１】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を制御するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力制御弁３１を備える。この圧力制御弁３１はコントロールユニット４１からのデューティ信号に応じて通路１３の流路面積を変えるためのもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を制御する。コモンレール１６の燃料圧力によっても燃料噴射量は変化し、三方弁２５のＯＮ時間が同じであれば、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射量が多くなる。
【００７２】
コモンレール圧力ＰＣＲ１を検出するセンサ３２からの信号が、アクセル開度センサ３３（アクセルペダルの踏み込み量に比例した出力Ｌを発生）、クランク角センサ３４（エンジン回転数とクランク角度を検出）、クランク角センサ３５（気筒判別を行う）、水温センサ３６とともに入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転数とアクセル開度に応じて主噴射の目標燃料噴射量Ｑfとコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力制御弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。また、演算した主噴射の目標燃料噴射量Ｑfに対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御する。
【００７３】
エンジンにはまた排気還流装置（ＥＧＲ装置）を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４は排気通路５３の排気の一部を吸気通路に還流するための通路（ＥＧＲ通路）である。
【００７４】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中には排気還流量をコントロールするための弁（ＥＧＲ弁）５７が介装される。
【００７５】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００７６】
前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００７７】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００７８】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入する排気還流量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００７９】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御する。
【００８０】
図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボチャージャ２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御することができる。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。
【００８１】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００８２】
１はＮＯｘ触媒（たとえば銅系ゼオライト触媒）、３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、４はスワール制御弁である。
【００８３】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００８４】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では前述したように特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００８５】
ここで、ＮＯｘ、ＰＭの各排出量に対するＥＧＲ率、新気量（過給圧）の各感度の関係は図４に示したようになるので、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度とするには、目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率を予め定めておき、これら目標空気過剰率と目標ＥＧＲ率が得られるように可変ノズル２ｄのノズル開度とＥＧＲ弁５７の開度を協調して制御する必要がある。そのためには、図５で前述したように、目標空気過剰率Ｍlambと燃料噴射量Ｑfを用いて、目標新気量Ｑaを前記の（ａ）式により演算し、この目標新気量Ｑaが流れるときの可変ノズル２ｄの開口面積Ａvntsol0を、前記の（ｂ）式により求めるとともに、目標新気量Ｑaと目標ＥＧＲ率Ｍegrを用いて、目標ＥＧＲ量Ｑegrを前記の（ｃ）式により演算し、この目標ＥＧＲ量Ｑegrが流れるときのＥＧＲ弁５７の開口面積Ａeを、前記の（ｄ）式により求めればよい。前記の（ｂ）、（ｄ）式より、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、大気圧Ｐaの３変数を知ることができれば、ノズル開度（過給圧）とＥＧＲ弁開度（ＥＧＲ量）の協調制御が可能となり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため、制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分できるわけである。
【００８６】
さて、上記の３変数のうち、排気圧Ｐexh以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧Ｐexhは高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧Ｐexhを推定する手段が必要である。圧力センサを使用しないで排気圧を推定する方法として、総吸気量に基づいて定常排気圧を算出し、この定常排気圧と排気ガス流量比からタービン加速エネルギーを、また前回のタービン速度から負荷抵抗をそれぞれ算出し、これらタービン加速エネルギーと負荷抵抗の差から今回のタービン速度を算出し、この今回のタービン速度に応じて排気圧を算出するものがあるが、この方法は、簡単には総吸気量に応じた定常排気圧に対して、タービン速度の変化に応じた補正を行うことによって排気圧を推定するものであるので、この方法を可変容量ターボチャージャに対して適用するのは難しい。ノズル開度を変化させたとき吸気量は非線型な特性で増減するので、定常排気圧を求めるのが困難となるからである。また、公開されている技術では精度のよいタービン速度の推定が難しく、精度のよいタービン速度を得るにはノズル開度に応じてタービン速度を推測する必要があるからである。
【００８７】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑas0と、エンジン負荷（たとえば燃料噴射量Ｑf）と、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntと、排気温度Ｔexhの４つの要素を用いて、排気圧Ｐexhをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００８８】
また、この推定した排気圧Ｐexhを用いて図５に従いＥＧＲ制御と過給圧制御を行う。ただし、図５は基本的な考え方を示すもので、実際には、過給圧制御について、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算し（図３５参照）、この目標空気過剰率Ｍlambに基づいて要求新気量Ｔqaを演算し（図３８、図３９参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求新気量Ｔqaとから可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvntsol0を演算し（図４０参照）、この要求開口面積Ａvntsol0となるように可変ノズル２ｄのノズル開度を制御する。また、ＥＧＲ制御については、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し（図４２参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し（図４５参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求ＥＧＲ量ＴqeとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算し（図４６参照）、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００８９】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００９０】
まず、制御の大まかなブロック図を図６に、ＥＧＲ制御についてその詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図８〜図３１、図３３、図３４、図４２〜図４７に、また過給圧制御についてその詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図３５〜図４１に示す。
【００９１】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図６の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００９２】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図９ステップ１〜３、図１３、図１５参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲef信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図９ステップ４〜７、図１０、図１１、図１８、図１９、図２２、図２８、図３１、図３３、図３５、図３８、図３９、図４０、図４２、図４５、図４６参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲef信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図８参照）。
【００９３】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図７に示した順番で行う。図７において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒef信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒef信号前に演算した値）であることを意味している。
【００９４】
以下、図７に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００９５】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【００９６】
図８はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnの各演算についてはそれぞれ図９、図１９、図１８により後述する。
【００９７】
ステップ２ではこれらＱac、Ｑf、Ｔnを用いてＱexh＝Ｑac・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑf0＝Ｑf・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔn0＝Ｔn・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００９８】
図９はシリンダ吸入新気量Ｑacを演算するフローである。
【００９９】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【０１００】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎeを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎeと前記した吸気量の加重平均値Ｑas0とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑac0を、
【０１０１】
【数２】
Ｑac0＝（Ｑas0／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【０１０２】
ステップ６ではこのＱac0のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑac0・Ｚ-nをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑacｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１０３】
ステップ７では容積比Ｋvolと体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑacｎから
【０１０４】
【数３】
Ｑac＝Ｑacn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑacｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑacn-1：Ｑacの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑacを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【０１０５】
図１０はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算するフローである。
【０１０６】
この演算内容は上記図９に示したシリンダ吸入新気量Ｑacの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３３参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑeの前回値であるＱen-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎeを読み込む。
【０１０７】
ステップ４ではＱen-1とＮeと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecｎを
【０１０８】
【数４】
Ｑecｎ＝（Ｑen-1／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑecｎと容積比Ｋvol、体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用いて、
【０１０９】
【数５】
Ｑec＝Ｑecn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑecｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑecn-1：Ｑecの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【０１１０】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑeに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱeに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑeの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱeのままでＱecを演算することで、できるだけＱecの演算精度を高めるようにしている。
【０１１１】
図１１は体積効率相当値Ｋinを演算するフローである。
【０１１２】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑac、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec、吸気圧Ｐm、吸入ガス温度の前回値であるＴnn-1を読み込み、このうちＰmとＴnn-1からステップ２で図１２を内容とするマップを検索することによりガス密度ROUqcylを求め、このガス密度ROUqcylとシリンダガス重量Ｑcyl（＝Ｑac＋Ｑec）を用いてステップ３において
【０１１３】
【数６】
Ｋin＝Ｑcyl／(Ｖc／ROUqcyl)
ただし、Ｖc：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋinを演算する。
【０１１４】
ここで、体積効率相当値Ｋinの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【０１１５】
図１３は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【０１１６】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐm＿vを読み込み、この出力電圧Ｐm＿vよりステップ２において図１４を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐm＿0に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐm1を吸気圧Ｐmとして演算する。
【０１１７】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐmの演算が簡単になっている。
【０１１８】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【０１１９】
図１５は吸入新気温度Ｔaを演算するフローである。
【０１２０】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔa＿vを読み込み、この出力電圧Ｔa＿vよりステップ２において図１４と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔa0に変換する。
【０１２１】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１２２】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰmn-1に基づいて圧力補正係数Ｋtmpiを、Ｋtmpi＝Ｐmn-1×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１２３】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋtmpiに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔaを、
【０１２４】
【数７】
Ｔa＝Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１２５】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１６、図１７に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑas0）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋvsp、吸気温度の吸気量補正値Ｋqaを求め、上記の数７式に代えて、
【０１２６】
【数８】
Ｔa＝Ｋvsp×Ｋqa×Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔaを求めればよい。
【０１２７】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔa0の値をそのまま吸入新気温度Ｔaとした後、処理を終了する。
【０１２８】
図１８はシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑacと吸入新気温度Ｔaとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと排気温度の前回値であるＴexhn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔexhn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋtlosを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔeを算出し、ステップ３では
【０１２９】
【数９】
Ｔn＝（Ｑac×Ｔa＋Ｑec×Ｔe）／（Ｑac＋Ｑec）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔnとする。
【０１３０】
図１９は燃料噴射量Ｑfを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎeとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮeとＣＬから図２０を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍqdrvを求める。
【０１３１】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑf1に対してさらにステップ４で図２１を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑf1MAXによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑfとして演算する。
【０１３２】
図２２は排気温度Ｔexhを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰexhn-1を読み込む。
【０１３３】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0から図２３を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔexhbを求める。
【０１３４】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0から排気温度の吸気温度補正係数Ｋtexh1を、Ｋtexh1＝（Ｔn0／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋtexh2を、排気圧の前回値Ｐexhn-1からＫtexh2＝（Ｐexhn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋeは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2はテーブル検索により求めてもかまわない（図２４、図２５参照）。
【０１３５】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎeから図２６を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を、ステップ８では指令開度の前回値であるVNTstepn-1と排気量Ｑexhとから図２７を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4をそれぞれ求める。
【０１３６】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔexhbに４つの各補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2、Ｋtexh3、Ｋtexh4を乗じて排気温度Ｔexhを計算する。
【０１３７】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔexhの演算精度が向上する。排気温度Ｔexhの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３１のフロー後述するように、排気温度Ｔexhは排気圧Ｐexhの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔexhの演算精度の向上が排気圧Ｐexhの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐexhの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を導入したものである。
【０１３８】
なお、図２２の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１３９】
【数１０】
図２８は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntの演算フローである。ステップ１では指令開度の前回値であるVNTstepn-1、総排気重量Ｑtotal（＝Ｑas0＋Ｑf）、排気温度Ｔexhを読み込む。
【０１４１】
このうち総排気重量Ｑtotalと排気温度Ｔexhからステップ２で
【０１４２】
【数１１】
Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ［m3/sec］
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗexhを算出する。
【０１４３】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗexhの平方根をとった値から図２９を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξfricを演算する。ステップ４では指令開度の前回値であるVNTstepn-1と総ガス重量Ｑtotalから図３０を内容とするマップを検索してノズル損失ξconvを演算する。そして、これら２つの損失ξfric、ξconvをステップ５において指令開度の前回値であるVNTstepn-1に乗算して、つまり
【０１４４】
【数１２】
Ａvnt＝ VNTstepn-1×ξfric×ξconv
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０１４５】
図３１は排気圧（タービン入口圧）Ｐexhの演算のフローである。
【０１４６】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１４７】
【数１３】
Ｐexh0＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｋpexh：定数、
の式により排気圧Ｐexh0を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０１４８】
ここで、上記の有効面積相当値Ａvntと排気圧Ｐexh0の各演算方法は、次のようにして得たものである。
【０１４９】
〈１〉流路面積が縮小する場合の流れの基礎式
図５２のように緩やかに断面積が縮小する管内を流れる理想流体を考える。
【０１５０】
流体の圧力、流速、面積、比重をそれぞれＰ、ｗ、Ａ、ρとし、入口を添字１、出口を添字２とし、入口と出口の断面についてベルヌイ（Bernoulli）の定理を適用すると、
ｗ1 2／２＋Ｐ1／ρ＝ｗ2 2／２＋Ｐ2／ρ ・・・（1a）
また、連続の式より
Ａ1×ｗ1＝Ａ2×ｗ2 ・・・（1b）
したがって、両式からｗ1を消去すると、
Ｑ＝ρ×Ａ2×ｗ2
【０１５１】
（３）式の右辺の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2を効率ηnとおくと、次の流れの基礎式を得る。
【０１５２】
Ｑ＝ηn×Ａ2×｛２ρ×(Ｐ1−Ｐ2)｝1/2 ・・・（４）
〈２〉ターボチャージャの状態方程式
次に、ターボチャージャ２でのコンプレッサ２ｂと仕事の釣合いの関係を調べる。なお、以下で使用する記号は図５３の通りである。
【０１５３】
コンプレッサ２ｂの実効仕事率Ｌcは、
Ｌｃ＝Ｑas0×Ｗc／ηc ［Ｗ］ ・・・（５）
ただし、Ｑas0：吸入新気重量流量［kg/sec］、
Ｗc：コンプレッサ理論仕事［Ｊ／kg］、
ηc：コンプレッサ効率相当値。
【０１５４】
また、タービン２ａの実効仕事率Ｌtは、
Ｌt＝ηt×Ｑtotal×Ｗt ［Ｗ］ ・・・（６）
ただし、Ｑtotal：総排気重量流量［kg/sec］、
Ｗt：タービン理論仕事［Ｊ／kg］、
ηt：タービン効率相当値。
【０１５５】
タービン２ａとコンプレッサ２ｂは軸を介して直結されているので、コンプレッサ２ｂとタービン２ａの実仕事率Ｌc、Ｌtが等しいとおけば（軸受けのフリクションは効率に含まれる）、ターボチャージャ２の状態方程式として次式を得る。
【０１５６】
（７）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧相当値、
ρe：排気の密度、
VNTstep：指令開度、
ηn：効率（損失分）、
の式を得る。
【０１５７】
（8a）式を排気圧Ｐexhについて整理すると、
ρe＝ρstd×(Ｔa／Ｔexh)×(Ｐexh／Ｐa) ・・・（10）
ただし、ρstd：標準大気の密度（≒1.1679g/cm3）、
Ｔa:コンプレッサ入口温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐa：大気圧、
であるが、この理論式では排気密度ρeを求めるのに排気圧Ｐexhを用いることになって具合が悪いので、
ρe≒ρstd×(Ｔa／Ｔexh)＝Ｔstd／Ｔexh ・・・（11）
ただし、Ｔstd：標準大気の温度（≒298.15Ｋ）、
の近似式を用いる。近似できる理由は、排気圧Ｐexhが高くなれば、排気温度Ｔexhも高くなるので、排気圧Ｐexhの変化分を排気温度Ｔexhに含めて考えることができるからである。
【０１５８】
したがって、（11）式を（９）式に代入することにより、次の式を得る。
【０１５９】
【０１６０】
ここで、（12a）式右辺のコンプレッサ理論仕事Ｗcとタービン理論仕事Ｗtは次式で与えられる。
【０１６１】
【数１４】
さて、（12a）式より、排気圧Ｐexhの演算式が求められたが、（12a）式中のηc、ηt、Ｗc、Ｗtの演算は複雑であり（ＥＣＵの能力が要る）、また、（14）式ではこれから求めようとする排気圧Ｐexhを知る必要があるので、さらに考える。
【０１６３】
いま、総排気重量Ｑtotalと吸入新気量Ｑas0および燃料噴射量Ｑf（単位はすべて［kg/sec］とする）の間には次の関係がある。
【０１６４】
Ｑtotal＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（15）
（15）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ａvnt×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐa)｝1/2＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（16a）
Ａvnt＝ηn×VNTstep ・・・（16b）
（16a）式の両辺を２乗して排気圧Ｐexhについて整理すると、次式が得られる。
【０１６５】
Ｐexh＝｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×(１／ρe)＋Ｐa ・・・（17）
ここでも、上記の排気密度ρeの近似式である（11）式を（17）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１６６】
【０１６７】
（18a）式は上記の（12a）式と等価であり、（18a）式による排気圧Ｐexhの演算式には、コンプレッサ２ｂ、タービン２ａの理論仕事の比（Ｗc／Ｗt）と各々の効率の積(ηc×ηt)が含まれており、（18a）式を用いれば、ターボチャージャ２の理論仕事Ｗc、Ｗtと効率ηc、ηtが未知であっても考慮したことになる。ゆえにあとは、可変ノズル２ｃを流れるガスの効率ηnを求めればよい。
【０１６８】
〈４〉ノズルを流れるガスの効率ηn
効率ηnを含んだ可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntは上記の(8b)式、(16b)式で与えられるが、さらに効率ηnは次式で表すことができる。
【０１６９】
ξfric：摩擦損失。
【０１７０】
（19）式においてノズル損失ξconvは、ノズル開度毎に決まる損失であり、縮まり管の場合、（３）式からわかるように１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2が効率になる。
【０１７１】
しかしながら、流速の変化が大きい場合、１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値をそのままノズル損失ξconvとみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いので、ノズル開度に対する効率のテーブルを持たせることで記述している（図３０参照）。
【０１７２】
また、（19）式の摩擦損失ξfricは、ノズル内部の流れを層流とみなすとハーゲンポアズイユ（Hagen-Poiseuille）の式が成り立ち、流速の平方根に摩擦損失ξfricが比例する。そこで、
Ｗexh＝Ｑtotal／ρe ・・・（20）
の式により体積流量相当値Ｗexhを算出し、これの平方根を排気流速として、これにより摩擦損失ξfricを検索する（図２９参照）。
【０１７３】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（20）式に代入して、
【０１７４】
次に、図３３はＥＧＲ(流)量Ｑeを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１７５】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３４を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求める。
【０１７６】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑeを、これら吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveとから、
【０１７７】
【数１５】
Ｑe＝Ａve×｛(Ｐexh−Ｐm)×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式により計算する。
【０１７８】
図３５は目標過剰率Ｍlambを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、このうちＮeとＱfからステップ２において図３６を内容とするマップを検索して目標空気過剰率基本値Ｍlamb0を求める。ステップ３では大気圧Ｐaから図３７を内容とするテーブルを検索して目標空気過剰率補正値Ｈlambを求め、この補正値Ｈlambを目標空気過剰率基本値Ｍlamb0に乗ずることによって目標空気過剰率Ｍlambを計算する。
【０１７９】
図３８は目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1を演算するフローである。エンジン回転数Ｎe、目標空気過剰率Ｍlamb、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうち燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0からステップ２において
【０１８０】
【数１６】
Ｍqac＝Ｍlamb×Ｂlamb×Ｑf0
ただしＢlamb：理論空燃比（≒１４．７）、
の式により目標吸入新気量Ｍqacを求める。
【０１８１】
ステップ３ではこの目標吸入新気量Ｍqacに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１８２】
【数１７】
Ｒqac＝Ｒqacn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqac×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqacn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqacを演算し、この中間処理値Ｒqacと上記の目標吸入新気量Ｍqacを用いてステップ４で
【０１８３】
【数１８】
Ｔqac1＝Ｍqac×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqacn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqacn-1：Ｒqacの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1を求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１８４】
図３９は要求新気量Ｔqaを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac（実測値に相当）、目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1を読み込み、これらの差dＱa（＝Ｔqac1−Ｑac）をステップ２において計算する。ステップ３ではこれらの差dＱaから積分制御より積分補正値Ｋqacを演算し、この補正値Ｋqacをステップ４において目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1に乗じた値を、改めて目標シリンダ吸入新気量Ｔqacとして求める。
【０１８５】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入新気量Ｔqacから、
【０１８６】
【数１９】
Ｔqa＝（Ｔqac／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求新気量Ｔqaを計算する。
【０１８７】
図４０は可変ノズルの指令開度VNTstepを演算するフローである。ステップ１では大気圧Ｐa、排気圧Ｐexh、要求新気量Ｔqa、摩擦損失ξfric、ノズル損失ξconvを読み込む。なお、摩擦損失ξfric、ノズル損失ξconvは、図２８のフローにおいて得た値をＲＡＭに移して保存しておき、このＲＡＭから読み込めばよい。
【０１８８】
ステップ２では可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvnt＿sol0を、
【０１８９】
【数２０】
Ａvnt sol0＝Ｔqa／｛（Ｐexh−Ｐ a）×Ｋv＃｝1/2
ただし、Ｋv＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算し、この要求開口面積Ａvnt sol0からステップ３において
【０１９０】
【数２１】
Ａvnt＿sol＝Ａvnt＿sol0×ξfric×ξconv
の式により要求有効面積Ａvnt＿solを演算する。
【０１９１】
ステップ４ではこの要求有効面積Ａvnt＿solより図４１を内容とするテーブルを検索して可変ノズルの指令開度VNTstepを求める。
【０１９２】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度VNTstepは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度VNTstepとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【０１９３】
図４２は目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込み、このうちＮeとＱfとから図４３を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔnから図４４を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍegrを計算する。
【０１９４】
図４５は要求ＥＧＲ(流)量Ｔqeの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、目標ＥＧＲ率Ｍegr、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑacに目標ＥＧＲ率Ｍegrをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを計算する。
【０１９５】
ステップ３（図３８のステップ３と同様）ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１９６】
【数２２】
Ｒqec＝Ｒqecn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqec×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqecを演算し、この中間処理値Ｒqecと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを用いてステップ４（図３８のステップ４と同様）で
【０１９７】
【数２３】
Ｔqec＝Ｍqec×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqecn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４では、目標シリンダ吸入新気量Ｔqac1と同様に、この遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１９８】
ステップ５（図３９のステップ５と同様）ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecから、
【０１９９】
【数２４】
Ｔqe＝（Ｔqec／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔqeを計算する。
【０２００】
図４６は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、要求ＥＧＲ量Ｔqeを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを、
【０２０１】
【数２５】
Ｔav＝Ｔqe／｛（Ｐexh−Ｐm）×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０２０２】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavより図４７を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍliftを求め、この目標リフト量Ｍliftに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttとして求める。
【０２０３】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０２０４】
このように、本発明の実施形態では、吸気量(の加重平均値)Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、可変ノズルの有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexhの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１３式を用いて排気圧Ｐexhを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０２０５】
また、エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率Ｍlambを演算し、この目標空気過剰率Ｍlambに基づいて要求新気量Ｔqaを演算し、前記推定した排気圧Ｐexhと大気圧Ｐaとの差圧（Ｐexh−Ｐa）およびこの要求新気量Ｔqaから可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvntsol0を上記の数２０式を用いて演算し、この要求開口面積Ａvntsol0となるように可変ノズル２ｄのノズル開度を制御するとともに、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmとの差圧（Ｐexh−Ｐm）およびこの要求ＥＧＲ量ＴqeからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを上記の数２５式を用いて演算し、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。つまり、ＮＯｘとＰＭを同時低減できる酸素濃度を達成するため制御目標値をＥＧＲ弁と可変ノズルに配分するようにしたので、従来装置（特開平６−１７３７５２号公報）のように、過渡時にも制御応答性が悪くなることがなく、これによって過渡時にも最適な過給圧とＥＧＲ量でエンジンを運転することができ、ＮＯｘとＰＭの同時低減を図ることができる。
【０２０６】
また、可変ノズル２ｄの要求開口面積Ａvntsol0に可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを乗算した値を可変ノズル２ｄの要求有効面積Ａvntsolとして求めるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０２０７】
同様にして、有効面積相当値Ａvntを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度の前回値であるVNTstepn-1との積で与えるようにしたので、このときも可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０２０８】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnは摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０２０９】
また、摩擦損失ξfricを、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξfricを精度よく与えることができる。
【０２１０】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（上記（３）式の１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξconvを、指令開度の前回値であるVNTstepn-1と総排気重量Ｑtotalに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０２１１】
また、指令開度の前回値であるVNTstepn-1と排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。
【０２１２】
次に、図４８、図４９は第２実施形態の演算フローで、それぞれ第１実施形態の図３３、図４６に置き換わるものである。なお、第１実施形態と同一部分には同一のステップ番号をつけている。
【０２１３】
第１実施形態では、上記の数１５式に示したように、排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差圧からＥＧＲ流量Ｑeを演算していたが、第２実施形態では、さらにＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮するようにしたもので、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となる。
【０２１４】
第１実施形態と相違する部分を主に説明すると、図４８のステップ１１で吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsのほか、排気温度Ｔexhを読み込む。ステップ１２では、
【０２１５】
【数２６】
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ａvps：ＥＧＲ弁５７の全開面積相当値、
λ：ＥＧＲ通路５４の直管損失係数、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
ｌ：ＥＧＲ通路５４の長さ、
ζ：ＥＧＲ通路５４の曲り管損失係数、
ｇ：重力の加速度、
Ｃv：定数、
の式によりＥＧＲ流量Ｑeを演算する。
【０２１６】
ただし、ＥＧＲ通路の直管損失係数λと曲がり管損失係数ζは次の式により計算すればよい。なお、数２６式において、λは直管損失モデル（ブラジウスの式）より、またζは曲がり管損失モデル（ワイズバッハの式）により得られるものである。
【０２１７】
【数２７】
Ｔstd：標準大気温度、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路５４の直径、
Ｒ：ＥＧＲ通路５４の曲率半径、
ｎ：ＥＧＲ通路５４の曲がり部の数。
【０２１８】
上記の数２６式は、公知の式をＥＧＲガスの流れに当てはめて得られる式である。たとえば、次のようにして数２６式を導くことができる。上記の数１式の第３式に上記の（４）式を適用して
Ｑegr＝Ａegr×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（22a）Ａegr＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（22b）ただし、Ａegr：ＥＧＲ弁５７の有効面積相当値、
Ａve：ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値、
ηn2：ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率、
Ｃv：定数。
【０２１９】
これは、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveに対して新たにηn2×Ｃvを導入したものである。
【０２２０】
ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（22a）式に代入して、
Ｑe＝Ａegr×｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2 ・・・（23）
ただし、Ｔstd：標準大気温度
また、（22b）式の効率ηn2を第１実施形態にならって
ηn2＝ξconv-egr×ξfric-egr ・・・（24）
ξconv-egr：ＥＧＲ弁５７での損失、
ξfric-egr：ＥＧＲ通路５４の摩擦損失、
とする。
【０２２１】
ここで、ＥＧＲ弁５７での損失ξconv-egrを縮まり管の原則通りに、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2 ・・・（25）
とおく。
【０２２２】
一方、ＥＧＲ通路５４の摩擦損失ξfric-egrはダルシーワイズバッハ（Darcy-Weisbach）の式より、
λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
と表すことができる。
【０２２３】
（25）式、（26）式を（24）式に代入して、
【０２２４】
【０２２５】
さて、上記の数２６式のもととなった式（22a）式、（22b）式は、一般的には定常流の式であるため、非定常流では使えないというのが定説である。しかしながら、このたび、数２６式を用いて実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、数２６式によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となった。
【０２２６】
また、図４９のステップ１１、１２では、図４８のステップ１１、２と同様にして、吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込み、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３４を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求め、このＡveを用いて、ステップ１３で
【０２２７】
【数２８】
【０２２８】
数２８式は次のようにして得たものである。上記の（22a）式、（22b）式で開口面積相当値Ａveに対して定数Ｃvと効率ηn2を導入したので、これに合わせて、ＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを考えるときも
Ｔav＝Ａve×ηn2×Ｃv ・・・（29）
のように開口面積相当値Ａveに対して同じ値の定数Ｃvと効率ηn2を導入する。ここで、効率ηn2は（27）式により与えられているから、（27）式を（29）式に代入することで、数２８式が得られる。
【０２２９】
このように、第２実施形態では、ＥＧＲ通路５４内でのガスの圧力損失を考慮したので、より精度の高いＥＧＲ量Ｑeの演算が可能となる。
【０２３０】
さらに述べると、通路の開口面積相当値を、通路を流れるガスの効率で補正できるのは、一般的には定常流に限られるというのが定説である。しかしながら、このたび、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを上記の効率ηn2で補正する場合で実験してみたところ、脈動のある排気のように規則性のある流れの場合には、定常、過渡とも、精度よくＥＧＲ流量Ｑeを演算できていることを初めて見いだした。したがって、第２実施形態によれば、排気のように非定常流であってもＥＧＲ通路内でのガスの圧力損失を容易に考慮することが可能となり、これによってより精度の高いＥＧＲ流量の演算が可能となったのである。
【０２３１】
ここで、図６をみると、ＥＧＲ量Ｑeからシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecが、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecからシリンダ吸入ガス温度Ｔnが、シリンダ吸入ガス温度Ｔnからサイクル処理値Ｔn0が、サイクル処理値Ｔn0から排気温度Ｔexhが、排気温度Ｔexhから排気圧Ｐexhが演算されるので、ＥＧＲ量Ｑeの演算精度を高めることは、排気圧Ｐexhの演算精度を高めることに結びつく。したがって、演算精度の向上した排気圧Ｐexhに基づくことで、過給圧（吸入新気量）とＥＧＲ量を、さらに精度よく制御することが可能となる。
【０２３２】
また、ＥＧＲ弁５７を流れるガスの効率ηn2を、ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrとＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrとの積としたので、ＥＧＲ弁５７での圧力損失とＥＧＲ通路５４の摩擦損失を別個に考慮できる。
【０２３３】
また、直管損失係数λを、上記の数２７式により演算するようにしたので、排気圧Ｐexhが急激に変化する過渡時にも直管損失係数λを応答よく求めることができる。
【０２３４】
図５０は第３実施形態の可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの演算フローで、第１実施形態の図２８に置き換わるものである。
【０２３５】
第３実施形態は、第１実施形態の効率ηnの演算を簡略化したものである。具体的には、ステップ１で指令開度の前回値であるVNTstepn-1と排気流量Ｑexhを読み込み、これらからステップ２において図５１を内容とするマップを検索することにより有効面積の補正値Ｋvntを求め、これをステップ３において指令開度の前回値であるVNTstepn-1に乗算して有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０２３６】
ここで、補正値Ｋvntは、第１実施形態の効率ηn（＝ξfric×ξconv）に相当する値である。
【０２３７】
このように、第３実施形態では、可変ノズルを流れるガスの効率ηnの演算を簡略化することで、ＣＰＵの演算負荷を軽くできる。
【０２３８】
図５４は第４実施形態の排気圧（タービン入口圧）の演算フローで、第１実施形態の図３１に置き換わるものである。
【０２３９】
第１実施形態では、ノズル２ｄを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れである（図５２参照）と仮定して排気圧を演算したのに対して、第４実施形態は、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れ（図５６参照）と仮定して求めるものである。図５４において具体的には、ステップ１１で
【０２４０】
【数２９】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh
ただし、Ｋpexhn：定数、
の式によりタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを演算し、このＰexhrと大気圧Ｐaからステップ１２において図５５を内容とするマップを検索することにより排気圧Ｐexh0を求める。後は、図３１と同じであり、このＰexh0に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。
【０２４１】
ここで、どのようにして数２９式の排気圧の演算方法を得たかを次に説明する。
【０２４２】
〈５〉先細ノズルの場合の流れの基礎式
タービンノズルを通過する通過する流れを考察すると、外部との熱の出入りや仕事がほとんどないため、流体の持つエネルギは、内部エネルギの減少分が運動エネルギと押し出し仕事に変化すると考えられる。また、エンジンの排気は、低圧・高温なので理想気体とみなせる。したがって、タービンノズルを通過する排気の流れは、「理想気体が断熱変化をして流動する」と考えることができる。
【０２４３】
さて、タービンノズルのような先細ノズルにおいて、図５６に示したように、圧力、比容積、流速、面積、温度、比熱比、気体定数をそれぞれ、Ｐ、ｖ、ｗ、Ａ、Ｔ、κ、Ｒとし、入口を添字１、出口を添字２とすると、
【０２４４】
【数３０】
である。また、定常流動のエネルギ基本式から、次式が成り立つ。
【０２４６】
【数３１】
数３１式に（31）式を代入して、
【０２４８】
【数３２】
あるいはＰ1Ｖ1＝ＲＴ1から、
【０２５０】
【数３３】
先細ノズルでは、入口流速ｗ1は出口流速ｗ2に比べてきわめて小さいので省略すると、ノズル出口端の速度ｗ2は次式で与えられる。
【０２５２】
【数３４】
ノズルの各断面を単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、Ｑ＝Ａ2×ｗ2／ｖ2＝ρe×Ａ2×ｗ2［kg/sec］ ・・・（33）である。また、ノズル内を流れる流体は理想気体で断熱変化するものとみなしているから、上記の（31）式より、
【０２５４】
【数３５】
である。
【０２５６】
（33）式に（32）式と（34）式を代入すると、
【０２５７】
【数３６】
（35）式が先細ノズルの場合の流れの基礎式である。
【０２５９】
〈６〉先細ノズルの場合の排気圧予測式の検討
図５３を参照する。（15）式から
Ｑas0＋Ｑf＝Ｑtotal［kg/sec］ ・・・（36）である。この（36）式の右辺に、面積が縮小するノズルの流れの式である上記の（35）式を適用して、
【０２６０】
【数３７】
の式を得る。
【０２６２】
ここで、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
【０２６３】
【数３８】
とおくと、（37a）式は
【０２６５】
【０２６６】
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝2×Ｔexh［Ｐａ］・・・（41a）
Ｋpexhn＝(１／(２×ρe))×(κe／(κe−１)) ・・・（41b）
ただし、Ｋpexhn：定数。
【０２６７】
さて、上記の数１３式のように、ノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものでは、標準状態（298Ｋ、0.1ＭＰａ）において排気圧の高い演算精度が得られるのであるが、実験によると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下することがわかっている。これは、数１３式が比重の変化を考慮してはいるが、まだ正確でないためと思われる。
【０２６８】
これに対して、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定して求めた第４実施形態によれば、演算式により単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られることになった。
【０２６９】
しかも第４実施形態でマッチングしなければならない図５１の特性は、図示のように単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度は高いのである（実験により確認している）。
【０２７０】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置を用いた場合で説明したが、これに限定されるものでない。たとえばユニットインジェクタを用いる場合にも適用可能である。
【０２７１】
実施形態ではディーゼルエンジンの場合で説明したが、ガソリンエンジンに対しても適用できることはいうまでもない。
【０２７２】
実施形態ではコンプレッサ入口圧Ｐaを検出するセンサ７３を設けた場合で説明したが、上記ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを搭載する車両が標準大気（やこれに近い大気）のもとで運転される限りにおいては、コンプレッサ入口圧センサは不要である。このときは、標準大気に対するＰaの値を設定してやれば済むからである。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】ＮＯｘ、ＰＭの各排出量に対するＥＧＲ率、新気量（過給圧）の各感度の関係を示す特性図。
【図５】ＥＧＲ制御と過給圧制御の基本的な考え方を示すブロック図。
【図６】制御システムのブロック図。
【図７】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図８】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図９】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１０】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１１】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１２】空気密度の特性図。
【図１３】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１５】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１６】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図１７】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図１８】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２０】基本燃料噴射量の特性図。
【図２１】最大噴射量の特性図。
【図２２】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】排気温度基本値の特性図。
【図２４】吸気温度補正係数の特性図。
【図２５】排気圧補正係数の特性図。
【図２６】スワール補正係数の特性図。
【図２７】ノズル開度補正係数の特性図。
【図２８】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図２９】摩擦損失の特性図。
【図３０】ノズル損失の特性図。
【図３１】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３３】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３４】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３５】目標空気過剰率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３６】目標空気過剰率基本値の特性図。
【図３７】目標空気過剰率補正値の特性図。
【図３８】目標シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】要求新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４０】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図４１】指令開度の特性図。
【図４２】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４４】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４５】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４６】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４７】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４８】第２実施形態のＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４９】第２実施形態の指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５０】第３実施形態のノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図５１】第３実施形態の有効面積補正値の特性図。
【図５２】流路面積が縮小する流れのモデル図。
【図５３】吸排気系の力学的釣合いの検討に使用したモデル図。
【図５４】第４実施形態の排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図５５】第４実施形態の排気圧Ｐexh0の特性図。
【図５６】先細ノズルのモデル図。
【図５７】第１の発明のクレーム対応図。
【図５８】第１１、第２８の発明のクレーム対応図。
【図５９】第１８の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
１ エンジン本体
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１０ コモンレール式燃料噴射装置
１６ コモンレール
１７ 燃料噴射弁
４１ 電子制御ユニット
５４ ＥＧＲ通路
５７ ＥＧＲ弁
７２ 吸気圧センサ
Claims (34)
- タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量を検出する手段と、
エンジンの負荷を検出する手段と、
前記可変ノズルの有効面積相当値を検出する手段と、
排気温度を検出する手段と、
これら４つの要素を用いて排気圧を推定する手段と、
前記推定した排気圧と大気圧の差圧を演算する手段と、
エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率を演算する手段と、
この目標空気過剰率に基づいて要求新気量を演算する手段と、
この要求新気量と前記大気圧との差圧とから前記可変ノズルの要求開口面積を演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記可変ノズルの開度を制御する手段と、
吸気圧を検出するセンサと、
前記推定した排気圧とこの吸気圧の差圧を演算する手段と、
エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率を演算する手段と、
この目標ＥＧＲ率に基づいて要求ＥＧＲ量を演算する手段と、
この要求ＥＧＲ量と前記吸気圧との差圧とから前記ＥＧＲ弁の要求開口面積を演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段と
を設けたことを特徴とするエンジンの制御装置。 - 前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh：排気圧、
Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口排気温度、
Ｐa：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの制御装置。 - 前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐ exhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口の排気温度、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの制御装置。 - 前記コンプレッサ入口圧を検出するセンサを備え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制御装置。
- 前記有効面積相当値は、前記可変ノズルを流れるガスの効率と前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値との積であることを特徴とする請求項１から４までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルの要求開口面積を前記可変ノズルを流れるガスの効率で補正することを特徴とする請求項１から５までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、摩擦損失とノズル損失の積であることを特徴とする請求項５または６に記載のエンジンの制御装置。
- 前記摩擦損失は、排気流速相当値の平方根に比例する値であることを特徴とする請求項７に記載のエンジンの制御装置。
- 前記ノズル損失は、前記ノズル開度指令値と総排気重量に応じた値であることを特徴とする請求項７に記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、前記ノズル開度指令値と排気量に応じた値であることを特徴とする請求項５また第６に記載のエンジンの制御装置。
- 前記排気温度を検出する手段が、
前記ＥＧＲ弁の実開度より前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を演算する手段と、この開口面積相当値と前記吸気圧との差圧とに基づいてＥＧＲ量を演算する手段と、
このＥＧＲ量とエンジン回転数に基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量を演算する手段と、
このシリンダ吸入ＥＧＲ量とコンプレッサ入口温度とシリンダ吸入新気量と前回の排気温度に基づいてシリンダ吸入ガス温度を演算する手段と、
このシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値を演算する手段と、
燃料噴射量を演算する手段と、
この燃料噴射量のサイクル処理値を演算する手段と、
このサイクル処理値に基づいて排気温度基本値を演算する手段と、
前記シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値から吸気温度補正係数を演算する手段と、
この補正係数で前記排気温度基本値を補正して今回の排気温度を演算する手段と
からなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正することを特徴とする請求項１から１０までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。 - 前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率は、前記ＥＧＲ弁での圧力損失と排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失との積であることを特徴とする請求項１１に記載のエンジンの制御装置。
- 前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算することを特徴とする請求項１２に記載のエンジンの制御装置。 - 前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算することを特徴とする請求項１２に記載のエンジンの制御装置。 - 前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算することを特徴とする請求項１２に記載のエンジンの制御装置。 - 前記ノズル開度指令値と排気量に応じて排気温度のノズル開度補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項１１から第１５までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数に応じて排気温度のスワール補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項１１から１６までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとＥＧＲ量を制御可能なＥＧＲ弁とを備え、
吸入空気量を検出する手段と、
エンジンの負荷を検出する手段と、
前記可変ノズルの有効面積相当値を検出する手段と、
排気温度を検出する手段と、
これら４つの要素を用いて排気圧を推定する手段と、
前記推定した排気圧と大気圧の差圧を演算する手段と、
エンジンの回転数と負荷に応じて目標空気過剰率を演算する手段と、
この目標空気過剰率に基づいて要求新気量を演算する手段と、
この要求新気量と前記大気圧との差圧とから前記可変ノズルの要求開口面積を演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記可変ノズルの開度を制御する手段と、
吸気圧を検出するセンサと、
前記推定した排気圧とこの吸気圧の差圧を演算する手段と、
この吸気圧との差圧に基づいて排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の直管損失を演算する手段と、
この直管損失と前記ＥＧＲ通路の曲がり管損失とに基づいて前記ＥＧＲ通路の摩擦損失を演算する手段と、
前記ＥＧＲ弁の実開度に基づいて前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を演算する手段と、
この開口面積相当値に基づいて前記ＥＧＲ弁での損失を演算する手段と、
このＥＧＲ弁での損失と前記ＥＧＲ通路の摩擦損失の積を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率として演算する手段と、
この効率で前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を補正した値を前記ＥＧＲ弁の要求開口面積として演算する手段と、
この要求開口面積となるように前記ＥＧＲ弁の開度を制御する手段と
を設けたことを特徴とするエンジンの制御装置。 - 前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh：排気圧、
Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口排気温度、
Ｐa：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算することを特徴とする請求項１８に記載のエンジンの制御装置。 - 前記エンジン負荷として燃料噴射量Ｑfを用い、タービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐ exhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｑas0：吸入空気量、
Ｑf：燃料噴射量、
Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh：タービン入口の排気温度、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算することを特徴とする請求項１８に記載のエンジンの制御装置。 - 前記コンプレッサ入口圧を検出するセンサを備えることを特徴とする請求項１９または２０に記載のエンジンの制御装置。
- 前記有効面積相当値は、前記可変ノズルを流れるガスの効率と前記可変ノズルを駆動するアクチュエータに与えるノズル開度指令値との積であることを特徴とする請求項１８から２１までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルの要求開口面積を前記可変ノズルを流れるガスの効率で補正することを特徴とする請求項１８から２２までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、摩擦損失とノズル損失の積であることを特徴とする請求項２２または２３に記載のエンジンの制御装置。
- 前記摩擦損失は、排気流速相当値の平方根に比例する値であることを特徴とする請求項２４に記載のエンジンの制御装置。
- 前記ノズル損失は、前記ノズル開度指令値と総排気重量に応じた値であることを特徴とする請求項２４に記載のエンジンの制御装置。
- 前記可変ノズルを流れるガスの効率は、前記ノズル開度指令値と排気量に応じた値であることを特徴とする請求項２２または２３に記載のエンジンの制御装置。
- 前記排気温度Ｔexhを検出する手段が、
前記ＥＧＲ弁の実開度より前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を演算する手段と、この開口面積相当値と前記吸気圧との差圧とに基づいてＥＧＲ量を演算する手段と、
このＥＧＲ量とエンジン回転数に基づいてシリンダ吸入ＥＧＲ量を演算する手段と、
このシリンダ吸入ＥＧＲ量とコンプレッサ入口温度とシリンダ吸入新気量と前回の排気温度に基づいてシリンダ吸入ガス温度を演算する手段と、
このシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値を演算する手段と、
燃料噴射量を演算する手段と、
この燃料噴射量のサイクル処理値を演算する手段と、
このサイクル処理値に基づいて排気温度基本値を演算する手段と、
前記シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値から吸気温度補正係数を演算する手段と、
この補正係数で前記排気温度基本値を補正して今回の排気温度を演算する手段と
からなる場合に、前記ＥＧＲ弁の開口面積相当値を前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率で補正することを特徴とする請求項１８から２７までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。 - 前記ＥＧＲ弁を流れるガスの効率は、前記ＥＧＲ弁での圧力損失と排気管と吸気管を連通するＥＧＲ通路の摩擦損失との積であることを特徴とする請求項２８に記載のエンジンの制御装置。
- 前記ＥＧＲ弁での圧力損失ξconv-egrを、
ξconv-egr＝１／｛１−(Ａve／Ａvps)2｝1/2
ただし、Ａve：ＥＧＲ弁の開口面積相当値、
Ａvps：ＥＧＲ弁の全開面積相当値、
の式により演算することを特徴とする請求項２９に記載のエンジンの制御装置。 - 前記ＥＧＲ通路の摩擦損失ξfric-egrを、
ξfric-egr＝｛λ×ζ×(ｌ／ｄ)×(１／(２ｇ))｝1/2
ただし、λ：直管損失係数、
ζ：曲がり管損失係数、
ｌ：ＥＧＲ通路長、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
ｇ：重力の加速度、
の式により演算することを特徴とする請求項２９に記載のエンジンの制御装置。 - 前記直管損失係数λを、
λ＝Ｃs×［｛２×(Ｔstd／Ｔexh)×(Ｐexh−Ｐm)｝1/2／(ν×ｄ）］-1/4
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
Ｔexh：排気温度、
Ｐexh：排気圧、
Ｐm：吸気圧、
ν：排気の動粘度、
ｄ：ＥＧＲ通路の直径、
Ｃs：定数、
の式により演算することを特徴とする請求項２９に記載のエンジンの制御装置。 - 前記ノズル開度指令値と排気量に応じて排気温度のノズル開度補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項２８から第３２までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
- 吸気ポートにスワール弁を備える場合に、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数に応じて排気温度のスワール補正係数を演算し、この補正係数で前記排気温度基本値を補正することを特徴とする請求項２８から３３までのいずれか一つに記載のエンジンの制御装置。
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