JP4309326B2 - プラントの制御装置 - Google Patents

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Description

この発明は、プラントの制御装置に関し、より具体的には極値探索制御を利用したプラントの制御装置に関する。
内燃機関において、例えば点火時期をＭＢＴ（Minimum Spark Advance for Best Torque）に制御したとき、燃焼効率の指標となる図示平均有効圧力Ｐｍｉは最適となる。図２０に示す如く、点火時期に対する図示平均有効圧力は、極値特性を備える。
従来、そのような制御を行う場合、例えば特許文献１に記載されるように、検出された筒内圧とクランク角度から図示平均有効圧力を算出して平均化し、機関回転数と負荷から運転状態を判定し、判定された運転状態で点火時期を変化させたときの図示平均有効圧力の変化に基づいて点火時期が図示平均有効圧力の最大値となるように点火時期を制御している。尚、図示平均有効圧力の算出は、特許文献２に詳細に記載されている。
しかしながら、特許文献１記載の技術の場合、制御精度と応答性において必ずしも十分に満足し難いことに加え、内燃機関の製造バラツキや経年変化、あるいは燃料の性状の変化などにより、予め設定された点火時期と最適な点火時期の間で差異が生じたとき、それを補償できない不都合があった。
ところで、制御理論の1つとしてExtremum-Seeking-Control（極値探索制御）という理論が提案されており、その詳細は例えば以下の非特許文献１に記載されている。Extremum-Seeking-Control（以下「ＥＳＣ」と略称する）は、特に、非線形な特性を持つプラントにおいて極値（極大値あるいは極小値）の探索に有効であり、この制御理論を用いることで、例えば上記した点火時期制御を行うとき、制御精度と応答性を向上できると共に、内燃機関などのプラントの製造バラツキ、経年変化あるいは燃料性状変化などにも対応することができる。尚、同様な極値特性は、例えば内燃機関のＮＯｘの排出特性にも見られる。
特許第２５３６２４３号公報 特許第２６９５２４３号公報 Real-Time Optimization by Extremum-Seeking Control (Kartik B. Ariyur, Miroslaw Krsitic 共著。WILEY-INTERSCIENCE出版。2003年)
このＥＳＣにおいては、入力変化に対する出力変化の関係を検出するための加振入力（purturbation入力）ｐをプラント（制御対象）への入力ｕに混入させ、そのときの出力ｙの変化量ｈと加振入力ｐの積を求め、求めた積を積分することにより、出力ｙを最適化する入力ｆを算出する。
しかしながら、変化量ｈから最適化入力ｆを算出するとき、ｈとｐの無限空間の相関関数を算出することで行っているため、最適化入力ｆが周期的な挙動を示してしまい、それが制御ループ内を回帰することにより、ｐとｆの共振が発生して制御系が不安定となる不都合があった。
従って、この発明の目的は上記した課題を解決し、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化できるようにしたプラントの制御装置を提供することにある。
上記の目的を解決するために、請求項１に係るプラントの制御装置にあっては、入力ｕを有するプラントと、前記プラントに所定の周期で変化する成分ｐを印加する印加手段と、前記プラントの出力ｙに基づいて前記出力ｙの変化量を示すパラメータｈを算出するパラメータ算出手段と、前記算出されたパラメータｈと前記印加された成分ｐを乗算して得た値ｊを前記成分ｐの周期の整数倍の区間において積分する積分手段と、前記積分によって得られた積分値ｇに基づいて前記入力ｕを算出する入力算出手段とを備える如く構成した。
請求項２に係るプラントの制御装置にあっては、複数の入力ｕ１，ｕ２を有するプラントと、前記プラントの前記入力のそれぞれに異なる周期で変化する成分ｐ１，ｐ２を印加する印加手段と、前記プラントの出力ｙに基づいて前記出力ｙの内の前記周期およびその近傍の出力を通過させるバンドパスフィルタを用いてパラメータｈ１，ｈ２を算出するパラメータ算出手段と、前記算出されたパラメータｈ１と前記印加された成分ｐ１を乗算して得た値ｊ１を前記成分ｐ１の周期の整数倍の区間において積分する第１の積分手段と、前記算出されたパラメータｈ２と前記印加された成分ｐ２を乗算して得た値ｊ２を前記成分ｐ２の周期の整数倍の区間において積分する第２の積分手段と、前記第１，第２の積分手段によって得られた積分値ｇ１，ｇ２に基づいて前記入力ｕ１，ｕ２を算出する入力算出手段とを備える如く構成した。
請求項３に係るプラントの制御装置にあっては、前記プラントは内燃機関であり、前記プラント入力が点火時期であると共に、前記プラント出力は前記内燃機関の効率を表すパラメータである如く構成した。
請求項４に係るプラントの制御装置にあっては、前記プラントは内燃機関であり、前記プラント入力がＥＧＲ量と過給圧であると共に、前記プラント出力は前記内燃機関の排気系に設置された排ガスセンサの出力である如く構成した。
請求項１に係るプラントの制御装置にあっては、入力ｕを有するプラント（制御対象）に所定の周期で変化する成分ｐを印加すると共に、プラントの出力ｙに基づいて出力ｙの変化量を示すパラメータｈを算出し、算出されたパラメータｈと印加された成分ｐを乗算して得た値ｊを成分ｐの周期の整数倍の区間において積分し、得られた積分値ｇに基づいて入力ｕを算出する如く構成したので、成分ｐの周期の整数倍の区間、換言すれば有限区間において積分することで、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化でき、よってプラントの出力を極値点に制御することができる。
即ち、現代制御あるいはロバスト制御では、その出力が極値特性を有するプラント（制御対象）の出力を効果的に制御することができないが、ＥＳＣはそれが可能である。しかしながら、前記した如く、ＥＳＣにあっては、変化量ｈから最適化入力ｆを算出するとき、ｈとｐの無限空間の相関関数を算出することで行っているため、最適化入力ｆが周期的な挙動を示してしまい、それが制御ループ内を回帰することにより、ｐとｆの共振が発生して制御系が不安定となる不都合があった。そこで、上記の如く、有限区間において積分することで、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化することができる。
請求項２に係るプラントの制御装置にあっては、複数の入力ｕ１，ｕ２を有するプラントにおいて、入力のそれぞれに異なる周期で変化する成分ｐ１，ｐ２を印加すると共に、プラントの出力ｙに基づいて出力ｙの内の前記周期およびその近傍の出力を通過させるバンドパスフィルタを用いてパラメータｈ１，ｈ２を算出し、算出されたパラメータｈ１と印加された成分ｐ１を乗算して得た値ｊ１を成分ｐ１の周期の整数倍の区間において積分し、算出されたパラメータｈ２と印加された成分ｐ２を乗算して得た値ｊ２を成分ｐ２の周期の整数倍の区間において積分し、得られた積分値ｇ１，ｇ２に基づいて入力ｕ１，ｕ２を算出する如く構成したので、同様に成分ｐ１，ｐ２の周期の整数倍の区間、即ち、有限区間において積分することで、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化でき、よってプラントの出力を極値点に制御することができる。
また、現代制御あるいはロバスト制御では、複数の入力をバランスさせつつ、その出力が極値特性を有するプラント（制御対象）の出力を効果的に制御することができないが、ＥＳＣはそれが可能であるにも関わらず、ＥＳＣにあっては、変化量ｈから最適化入力ｆを算出するとき、ｈとｐの無限空間の相関関数を算出することで行っているため、最適化入力ｆが周期的な挙動を示してしまい、それが制御ループ内を回帰することにより、ｐとｆの共振が発生して制御系が不安定となる不都合があった。しかしながら、上記の如く、有限区間において積分することで、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化することができる。
請求項３に係るプラントの制御装置にあっては、プラントは内燃機関であり、プラント入力が点火時期であると共に、プラント出力は内燃機関の効率を表すパラメータ、より具体的には燃焼効率の指標となる図示平均有効圧力Ｐｍｉである如く構成したので、上記した効果に加え、燃焼効率の指標となる図示平均有効圧力Ｐｍｉを最適化することができると共に、内燃機関の製造バラツキや経年変化、あるいは燃料の性状の変化などにより、予め設定された点火時期と最適な点火時期の間で差異が生じても、それを補償して常に内燃機関の燃焼効率を最適化することができる。
請求項４に係るプラントの制御装置にあっては、プラントは内燃機関であり、プラント入力がＥＧＲ量と過給圧であると共に、プラント出力は内燃機関の排気系に設置された排ガスセンサの出力である如く構成したので、上記した効果に加え、内燃機関の製造バラツキや経年変化、あるいは燃料の性状の変化などにより、ＮＯｘやＨＣなどの排ガスの排出量を最小にするＥＧＲ量あるいは過給圧のバランスが変化しても、それを補償して常に内燃機関の燃焼効率を最適化することができる。
以下、添付図面に即してこの発明に係るプラントの制御装置を実施するための最良の形態について説明する。
図１は、この発明の第１実施例に係るプラントの制御装置を模式的に示す概略図である。
尚、プラントの制御装置としては内燃機関の制御装置、より具体的には内燃機関において吸気量を制御しつつ、その吸気量において効率が最大となるように点火時期を制御する装置を例にとる。
以下説明すると、符号１０は内燃機関（以下「エンジン」という）を示し、エンジン１０は４サイクル４気筒のＤＯＨＣ型ガソリンエンジンからなる。エンジン１０は吸気管１２を備え、吸気管１２においてエアクリーナ（図示せず）から吸引された空気はインテークマニホルド（図示せず）を流れる。４個のシリンダ（気筒。１個のみ図示）１４の吸気ポートの付近にはインジェクタ（燃料噴射弁）１６が配置され、通電されるとき、吸引された空気に燃料（ガソリン）を噴射する。
よって生じた混合気は２個の吸気バルブ（１個のみ示す）２０が開弁するとき、燃焼室２２に流入し、点火プラグ２４で点火されると燃焼し、ピストン２６を図において下方に駆動し、クランクシャフト３０を回転させる。燃焼で生じた排ガスは、２個の排気バルブ（同様に１個のみ示す）３２が開弁するとき、排気マニホルドとそれに接続される排気系３４を通り、触媒装置３６で浄化された後、エンジン１０の外部に排出される。
エンジン１０には、吸気バルブ２０と排気バルブ３２のリフト（開弁高さ）を可変に調節する可変リフト機構４０と、吸気バルブ２０を駆動する吸気カムシャフトの位相（吸気バルブ２０の開閉弁時期）を可変に調節する可変位相機構４２と、ピストン２６の上死点（および下死点）を変えて圧縮比を可変に調節する可変圧縮比機構４４とが設けられる。
最初に可変リフト機構４０について説明する。
図２は、図１に示すエンジン１０を動弁系を中心としてより具体的に示す、エンジン１０の側面図である。図示の如く、吸気バルブ２０と排気バルブ３２の上には、吸気カムシャフト５０と排気カムシャフト５２が平行して配置され、クランクシャフト３０にタイミングベルトなど（図示せず）を介して接続され、それぞれクランクシャフト３０の回転数の１／２の回転数で回転させられる。
吸気カムシャフト５０には吸気カム５０ａが取り付けられると共に、その付近にはロッカアーム４０ａが一端では吸気カム５０ａに、他端では吸気バルブ２０のステムの末端に当接するように配置される。ロッカアーム４０ａには、アッパリンクアーム４０ｂが連結ピン４０ｂ１を介して接続される一方、ロアリンクアーム４０ｃも連結ピン４０ｃ１を介して接続される。アップリンクアーム４０ｂは他方の連結ピン４０ｂ２を介してシリンダブロック（エンジン本体）１４ａに固定される。
ロアリンクアーム４０ｃの他方の連結ピン４０ｃ２は、クランクシャフト３０と平行に配置された可動シャフト（コントロールシャフト。図示せず）に接続され、可動シャフトは減速ギヤ（図示せず）を介して電動モータ４０ｄに接続される。上記した構成において、減速ギヤを介して電動モータ４０ｄで可動シャフトを回転させることで、アッパリンクアーム４０ｂの連結ピン４０ｂ１，４０ｂ２を結ぶ線と、ロアリンクアーム４０ｃの連結ピン４０ｃ１，４０ｃ２を結ぶ線が交差する回転中心が移動し、それによって吸気カム５０ａとロッカアーム４０ｂとの距離が変化し、吸気バルブ２０のリフト量が変更（制御）される。
次いで可変位相機構４２について説明すると、可変位相機構４２は吸気カムシャフト５０に接続される。
図３は可変位相機構４２を模式的に示す側面図、図４はその正面図、および図５はその中の電磁ブレーキの構造を模式的に示す正面図である。
図３から図５を参照して説明すると、可変位相機構４２は、プラネタリギヤ機構４２ａと、シリンダブロック１４ａに固定された電磁ブレーキ４２ｂとを備える。プラネタリギヤ機構４２ａにおいて、リングギヤ４２ａ１は上記した吸気カムシャフト５０に固定される。リングギヤ４２ａ１には３個のプラネットギヤ４２ａ２が相互に１２０度の間隔をおいて噛合する。
図４に良く示す如く、３個のプラネットギヤ４２ａ２は平面視において正三角形を呈するキャリア４２ａ３で相互に連結されると共に、キャリア４２ａ３を介し、図３に示す如く、（クランクシャフト３０で駆動される）スプロケット５６に接続される。キャリア４２ａ３は、図５に示す電磁ブレーキ４２ｂの接続部材４２ｂ１を介してリターンスプリング（圧縮スプリング）４２ｂ２の一端に接続される。
３個のプラネットギヤ４２ａ２には、サンギヤ４２ａ４が噛合する。サンギヤ４２ａ４は、同様に図５に示す電磁ブレーキ４２ｂの接続部材４２ｂ３に固定され、接続部材４２ｂ３を介してリターンスプリング４２ｂ２の他端に接続される。
図５に示すように、電磁ブレーキ４２ｂは、サンギヤ４２ａ４に接続される環状の接続部材４２ｂ３の外周に配置される、同様に環状の永久磁石４２ｂ４と、その外周に配置される、同様に環状の電磁石４２ｂ５とを有する。永久磁石４２ｂ４は、Ｎ極とＳ極の磁石片４個が交互に配置された２極構造からなる。
電磁石４２ｂ５もそれに対応して配置された４個の導電体（積層鋼板）からなり、それに巻回されたコイル（図示せず）が図示しない通電回路から通電されるとき、通電方向に応じてＮ極あるいはＳ極に励磁される。このように、電磁ブレーキ４２ｂは、ＤＣモータと同様の構造を備える。
リターンスプリング４２ｂ２は、接続部材４２ｂ１，４２ｂ３を介してサンギヤ４２ａ４がキャリア４２ａ３に対して図５において時計回りに、具体的には遅角方向、より具体的には吸気バルブ２０の開弁時期（および閉弁時期）がクランクシャフト３０の回転に対して遅れる方向に付勢する。
可変位相機構４２にあっては、図示の構成において、クランクシャフト３０の回転に応じてスプロケット５６が図４に矢印ａで示す方向にその１／２の回転数で回転する。スプロケット５６の回転はキャリア４２ａ３を介してプラネットギヤ４２ａ２に伝達され、図４に矢印ｂで示す方向に回転させ、それによってリングギヤ４２ａ１およびそれに連結される吸気カムシャフト５０をスプロケット５６の回転方向（矢印ａ）と同方向に回転させると共に、サンギヤ４２ａ４を図４に矢印ｃで示す方向に回転させる。
このとき、電磁石４２ｂ５への通電により、サンギヤ４２ａ４に接続部材４２ｂ３を介して接続される永久磁石４２ｂ４の回転を制動（ブレーキ）させるとすると、そのブレーキ力の分だけ吸気カムシャフト５０がスプロケット５６に対して図５に矢印ｄで示す進角方向に移動し、前記した吸気カム５０ａとロッカアーム４０ａとの接触時点をクランク角度に対して早める（進角させる）。
このため、サンギヤ４２ａ４が所定角度相対回転したときにブレーキ力とリターンスプリング力とが釣り合うと、プラネットギヤ４２ａ２は作動を停止し、スプロケット５６とカムシャフト５０は所定の相対角を維持しながら一体回転する。即ち、ブレーキ力の増減によってカム位相が進角あるいは遅角方向に制御される。尚、詳細な説明は省略するが、排気カムシャフト５２も同種の可変位相機構４２に接続され、排気バルブ３２の位相（開閉弁時期）が可変に調節（制御）される。
次いで圧縮比可変機構４４について説明する。図２に示す如く、ピストン２６のコネクティングロッド２６ａは、連結ピン４４ａを介し、平面視略３角形状の第１のリンク４４ｂに連結される。
第１のリンク４４ｂは、連結ピン４４ａから偏心させられた位置でクランクシャフト３０を回転自在に収容する孔４４ｂ１を備えると共に、一端で連結ピン４４ｂ２を介して第２のリンク４４ｃに接続される。第２のリンク４４ｃは末端に小径の連結ピン４４ｃ１を備え、連結ピン４４ｃ１は、シリンダブロック１４ａに固定された第３のリンク４４ｄの末端に形成されたそれより大径の可動シャフト（コントロールシャフト）４４ｃ２に偏心して連結される。
図示の第１のリンク４４ｂ、第２のリンク４４ｃおよび第３のリンク４４ｄからなる４節リンク構成において、可動シャフト４４ｃ２を油圧機構４４ｅを介して変更させることにより、ピストン２６の上死点（および下死点）が変更されて燃焼室２２の圧縮比が可変に調節（制御）される。
図１の説明に戻ると、クランクシャフト３０の付近にはクランクシャフトセンサ６０が配置され、４個のシリンダ１４のクランク角度位置を特定するシリンダ判別信号、４個のピストン２６のＴＤＣ（上死点）に関連した位置を示すＴＤＣ信号、および単位クランク角度、例えば１度ごとにクランク角度信号（ＣＲＫ信号）を示す信号を出力する。
吸気カムシャフト５０（図２に示す）の付近にはカムシャフトセンサ６２が配置され、吸気カムシャフト５０の所定の回転角度、例えば１度ごとに信号を出力する。また、可変リフト機構４０において電動モータ４０ｄの減速ギヤの付近にはロータリエンコーダなどからなるリフトセンサ６４が配置され、減速された電動モータ４０ｄの回転を通じて吸気バルブ２０のリフト量（開弁量）Liftinに応じた信号を出力する。さらに、可変圧縮比機構４４においては油圧機構４４ｅの付近に圧縮比センサ６６が配置され、油圧機構４４ｅのストローク（回転量）から燃焼室２２の実圧縮比Crに応じた出力を生じる。
吸気管１２の先端付近にはエアフローメータ（ＡＦＭ）６８が配置されて吸引された空気量Ｑに応じた信号を出力すると共に、シリンダ１４の冷却水通路（図示せず）の付近には水温センサ７０が配置され、エンジン１０の冷却水温ＴＷを示す信号を出力する。
シリンダヘッド１４ａに配置された点火プラグ２４の付近には筒内圧センサ７２が挟まれて圧着固定され、燃焼室２２の圧力（筒内圧）Ｐｃｙｌに比例した出力を生じる。
図６に示す如く、筒内圧センサ７２は圧電素子からなるセンサ素子部７２ａと、センサ素子部７２ａから生成された電圧を増幅して出力する増幅部７２ｂを備え、センサ素子部７２ａは、シリンダヘッド１４ａ１のネジ孔１４ｂにねじ込まれて固定された点火プラグ取り付け座面１４ｃと点火プラグ２４の座金２４ａとの間にワッシャ２４ｂと共に挟まれて圧着固定される。
図１の説明に戻ると、エンジン１０が搭載される車両（図示せず）の運転席床面に配置されたアクセルペダル（図示せず）の付近にはアクセル開度センサ７４が配置され、運転者の操作するアクセル開度（アクセルペダル踏み込み量）ＡＰに応じた信号を出力する。
上記したセンサ群の出力は、ＥＣＵ（Electronic Control Unit。電子制御ユニット）８０に入力される。ＥＣＵ８０は図示の如く、ＣＰＵ８０ａ、メモリ８０ｂ、入力インターフェース８０ｃおよび出力インターフェース８０ｄならびに図示しないＡ／Ｄ変換回路、波形整形回路、カウンタなどからなるマイクロコンピュータから構成される。
クランクシャフトセンサ６０などの出力は波形整形回路で波形整形されると共に、エアフローメータ６８などの出力はＡ／Ｄ変換回路でデジタル値に変換される。ＥＣＵ８０は、クランクシャフトセンサ６０から出力されるＣＲＫ信号をカウンタを介してカウントし、エンジン回転数ＮＥを検出する。またＥＣＵ８０は、ＣＲＫ信号とカムシャフトセンサ６２の出力に基づいてカム位相Cain（吸気バルブ２０の開閉弁時期）を検出する。
さらに、ＥＣＵ８０は、筒内圧センサ７２の増幅部７２ｂの出力をＣＲＫ信号に基づいてクランク角度１度ごとにＡ／Ｄ変換回路でデジタル値に変換された値を積分して図示平均有効圧力Ｐｍｉをシリンダごとに算出する。
ＥＣＵ８０は、それらの値およびその他のセンサ出力に基づき、後述するように、エンジン１０の吸気量と、燃料噴射量と、点火時期とを制御する。
図７は、そのＥＣＵ８０の動作を示すフロー・チャートである。
以下説明すると、Ｓ１０において吸気量制御を実行する。より具体的には、センサ出力から検出されるエンジン１０の運転状態に基づいて可変リフト機構４０、可変位相機構４２および可変圧縮比機構４４を制御し、検出された運転状態からエンジン１０の吸気量が最適となるように制御する。尚、Ｓ１０の処理は、エンジン１０が始動されたときに開始し、以後、所定の時間間隔、例えば１０ｍｓｅｃごとに実行される。
次いでＳ１２に進み、その吸気量に基づいて燃料噴射量を算出して燃料制御を実行し、Ｓ１４に進み、その吸気量において図示平均有効圧力Ｐｍｉが最大となるように点火時期を制御する。尚、Ｓ１２，Ｓ１４の処理は、エンジン１０が始動されたときに開始し、以後、ＴＤＣあるいはその付近のクランク角度に同期して実行される。
図７フロー・チャートの動作を詳細に説明する前に、この発明の課題を説明する。
先に述べたように、図２０に示す如く、点火時期に対する図示平均有効圧力は極値特性を備えるが、エンジン１０において、例えば点火時期をＭＢＴ（Minimum Spark Advance for Best Torque）に制御したとき、燃焼効率の指標となる図示平均有効圧力Ｐｍｉは最適となる。従来、そのような制御を行う場合、例えば特許文献１に記載される技術が提案されているが、制御精度と応答性において必ずしも十分に満足し難いことに加え、内燃機関の製造バラツキや経年変化、あるいは燃料の性状の変化などにより、予め設定された点火時期と最適な点火時期の間で差異が生じたとき、それを補償できない不都合があった。
他方、プラント（制御対象）の出力特性が上記したような入力に対して極大/極小を有する場合、偏差に基づいた現代制御あるいはロバスト制御（スライディングモード制御を含む）を適用できないため、上記のＰｍｉを最適化するような制御（Ｐｍｉ最適化制御）実現は難しい。
そこで、このような制御対象の出力を極値（極大/極小値）に収束させることのできる制御手法として前記したＥＳＣを挙げることができる。ＥＳＣを上記のＰｍｉ最適化制御に適用した場合のブロック図と演算式を図８と式１-１から式１-７に示す。
Figure 0004309326
図９は、図８に示す制御系のシミュレーション結果を示すデータ図である。図９から明らかなように、制御入力IGLOG（= u(k)）は最適値へ追従し、制御出力であるＰｍｉ（= y(k)）は最適値へ収束している。このように、従来のＥＳＣはシミュレーションにおいては良好な制御性を示す。
ところが、図９に示したように、最適入力推定値f(k)が振動挙動を有するため、制御ループ中に加振入力の周波数成分の回帰（ループ）が存在することとなり、実際の制御対象を制御する場合には、この周波数成分の回帰による共振が生じ、制御状態が不安定化することがあった。この周波数成分の回帰は、従来のＥＳＣにおけるh(k)からf(k)に至る算出過程が、いわば数学的に無限区間の相関関数の算出となっていることに起因する。
即ち、従来のＥＳＣでは、入力変化に対する出力変化の関係を検出するための加振入力pを制御対象への入力uへ混入させ、そのときの出力yの変化量hと加振入力pの積をとり、それを積分することによって出力yを最適化する入力fを算出する。このとき、hからfを算出する過程は、hとpの無限区間の相関関数の算出となっている。そのため、最適化入力fが周期的な挙動を示してしまい、この周期的な挙動が制御ループ内を回帰することにより、pとfの共振が発生し、制御系が不安定になる可能性があった。
従って、この発明の目的は上記した課題を解決し、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化できるようにした、内燃機関の点火時期制御などのプラントの制御装置を提供することにある。
その解決手法の説明のため、まず、相関関数の特性について説明する。関数f1とf2の相関関数(相互相関関数)Fは、一般的に以下のように定義される。
Figure 0004309326
 このとき、従来のＥＳＣ（図８に示す）におけるh(k)からf(k)に至る算出過程は、上式をN→∞とした場合と等価である。
ここで、f1とf2をそれぞれ以下のように定義する。
Figure 0004309326
また、式２-１のNを以下のように定義する。
Figure 0004309326
即ち、関数f1,f2の周期と相関関数の算出区間を異ならせた場合の相関関数を算出すると、図１０に示すようになる。図１０から分かるように相関関数の算出区間を関数f1,f2の周期と異ならせた場合、相関関数Fは周期的な変化を示す。この周期的な変化が、前述の従来のＥＳＣにおける加振入力の周波数成分の回帰(ループ)を引き起こす。
ここで、相関関数Fの算出区間を関数f1,f2の周期と同一、即ち、式２-５のようにする。
Figure 0004309326
このとき、相関関数Fの算出結果は図１１に示すようになる。図１１から明らかなように、Fの算出区間をf1,f2の周期と同一または整数倍（より一般的には周期の整数倍)とすると、Fは常に一定値となり、周期的挙動を示さなくなる。そこで、この相関関数の特性に着目し、従来のＥＳＣを図１２と式２-６から式２-１３に示すように改良した。
従来のＥＳＣでは最適制御入力fの積分特性(定常偏差抑制機能)と相関関数算出の積分が共有されていたが、改良されたＥＳＣではそれが解消され、相関関数の算出のための積分には、加振入力の周期Tpの有限区間積分が用いられる。図１３は、この改良されたＥＳＣを用いた場合のシミュレーション結果を示す図であるが、図１３から分かるように、最適制御入力fの周期的挙動が消去されており、制御系の共振の可能性がなくなっている。
Figure 0004309326
このように、この実施例に係るプラントの制御装置にあっては、図１２に示す如く、入力ｕを有するプラント（エンジン）１０と、前記プラントに所定の周期で変化する成分ｐを印加する印加手段（加振信号）１００と、前記プラントの出力ｙに基づいてパラメータｈを算出するパラメータ算出手段（Washout Filter）１０２と、前記算出されたパラメータｈと前記印加された成分ｐを乗算して得た値ｊを前記成分ｐの周期の整数倍の区間において積分する積分手段（有限区間積分器）１０４と、前記積分によって得られた積分値ｇに基づいて前記入力ｕを算出する入力算出手段（無限区間積分器１０６ａ、乗算器１０６ｂ、加算段１０６ｃ）１０６とを備える如く構成した。尚、これらの手段は具体的には、ＥＣＵ８０が行う処理に相当する。
上記を前提として図７フロー・チャートの説明に戻ると、Ｓ１０においてセンサ出力から検出されるエンジン１０の運転状態に基づいて可変リフト機構４０、可変位相機構４２および可変圧縮比機構４４を制御し、検出された運転状態からエンジン１０の吸気量が制御される。
図１４はその処理を示すサブ・ルーチン・フロー・チャートである。
以下説明すると、Ｓ１００において動弁系、即ち、可変リフト機構４０および可変位相機構４２と、可変圧縮比機構４４とからなる３種の機構の中の少なくともいずれかが故障か否か判断し、肯定されるときはＳ１０２に進み、可変圧縮比機構４４への指令値U--_crを最終圧縮比となる故障時用指令値U_Cr_fsに、可変リフト機構４０への指令値U_Liftinをクリープ走行可能な程度の故障時用指令値U_Liftin_fsに、また可変位相機構４２への指令値U_Cainを位相が遅角側となる故障時用指令値U_Cain_fs（具体的には０（通電量零））に設定する。
Ｓ１００で否定されるときはＳ１０４に進み、エンジン１０が始動中か否か判断する。これは、検出されたエンジン回転数ＮＥが完爆回転数未満か否か判定することで判断する。
Ｓ１０４で肯定されるときはＳ１０６に進み、検出されたエンジン冷却水温ＴＷから図示の特性に従って吸気量の始動用目標値Gcyl_cmd_crkを検索し、Ｓ１０８に進み、検索された値を吸気量目標値Gcyl_cmdとする。
Ｓ１０４で否定されるときはＳ１１０に進み、検出されたアクセル開度ＡＰが全閉開度、即ち、アクセルペダルが踏み込まれていないか否か判断する。Ｓ１１０で否定されるときは運転者による駆動要求がなされたと判断されることからＳ１１２に進み、検出されたエンジン回転数ＮＥとアクセル開度ＡＰとから図示の特性に従って吸気量の駆動用目標値Gcyl_cmd_drvを検索し、Ｓ１１４に進み、検索された値を吸気量目標値Gcyl_cmdとする。
Ｓ１１０で肯定されるときはアイドル状態にあると判断されることからＳ１１６に進み、触媒装置３６の暖機時間が経過したか否か判断する。Ｓ１１６で肯定されるときはＳ１１２に進み、同様に吸気量の駆動用目標値を算出する。尚、この場合、アクセル開度ＡＰが全閉であることから、Ｓ１１０で肯定される場合に比し、駆動用目標値は低負荷側の値、即ち、小さい値となる。
Ｓ１１６で否定されるときはＳ１１８に進み、触媒装置３６の昇温を促進するため、エンジン１０が始動されてからの経過時間と検出されたエンジン冷却水温ＴＷとから図示の特性に従って吸気量の始動後用目標値Gcyl_cmd_astを検索し、Ｓ１２０に進み、検索された値を吸気量目標値Gcyl_cmdとする。尚、図示のプログラムはエンジン１０の始動に従って開始し、以後、１０ｍｓｅｃごとに実行されることから、そのループ回数からエンジン１０が始動されてからの経過時間を求める。
次いでＳ１２２に進み、可変圧縮比機構４４、可変リフト機構４０および可変位相機構４２の目標値である、圧縮比目標値、リフト目標値および位相目標値を算出する。
図１５はその処理を示すサブ・ルーチン・フロー・チャートである。
先ず、Ｓ２００において検出されたエンジン回転数ＮＥと算出された目標吸気量Gcyl_cmdとから図示の特性に従ってリフト目標値Liftin_cmdを算出する。目標吸気量が増加、即ち、高負荷側の値となると共に、エンジン回転数ＮＥが上昇するほど、エンジン１０の吸気行程の時間が短くなることから、必要な吸気量を確保するため、吸気バルブ２０のリフト目標値も増加するように設定される。
次いでＳ２０２に進み、検出されたエンジン回転数ＮＥと検出された実リフト量Liftinとから図示の特性に従って位相目標値Cain_cmdを算出する。ここで、位相目標値が、実リフト量が増加すると共に、エンジン回転数ＮＥが上昇するほど、遅角、即ち、クランク角度において遅れるように設定されるのは、高回転になるほど、吸気行程中に発生した吸気管内の流速が圧縮行程前半にも維持されるようになるため、バルブ開角を遅角化し、圧縮行程前半にも吸気バルブ２０を開いておくことによって高い充填効率を得るためである。
また、低負荷側で進角するように設定されるのは、低負荷において微小な吸気量制御を可能にすることと、オーバラップ増加によって内部ＥＧＲ量の増大とポンピングロスの低減を図ることで効率をさらに向上するためである。
次いでＳ２０４に進み、同様に、検出されたエンジン回転数ＮＥと検出された実リフト量Liftinとから図示の特性に従って圧縮比目標値Cr_cmdを算出する。ここで、圧縮比目標値が、実リフト量が減少するほど、高い値に設定されるのは、燃焼安定性を向上させるためである。また、圧縮比目標値が低回転側で低い値に設定されるのは、低回転側では掃気効果が低下し、残留排ガスがシリンダ１４の内部で増加して混合気温度が上昇し、さらに筒内流動の低下によって火炎伝播が遅くなり、ノック余裕度が低下するのを回避するためである。また、高回転側で低い値に設定されるのは、ノック抑制のための点火時期の遅角量を減少させるためである。
尚、Ｓ２０２，Ｓ２０４で実リフト量から算出するのは、ピストン２６と吸気バルブ２０の干渉を回避するためである。
図１４フロー・チャートの説明に戻ると、次いでＳ１２４に進み、圧縮比、リフト、および位相制御を実行する。即ち、上記した目標値によって可変圧縮比機構４４、可変リフト機構４０および可変位相機構４２を制御する。
図１６は、それらの処理を示すサブ・ルーチン・フロー・チャートである。
尚、これらの制御にあっては、目標値に対するオーバーシュートの発生によるピストン２６と吸気バルブ２０の干渉を防止するため、簡易型の２自由度スライディングモード制御により行われる。
先ず、Ｓ３００において図示の式（ａ）から（ｄ）に基づいてリフト指令値（操作量）U_Liftinを算出する。
以下説明すると、スライディングモード制御は制御量の収束速度を指定できる応答指令型制御であるが、２自由度スライディングモード制御はスライディング制御を発展させたものであり、制御量の目標値に対する追従速度と、外乱が印加されたときの制御量の収束速度とを個別指定できる制御である。
２自由度スライディングモードにあっては、式（ｄ）に示す如く、目標値追従応答指令パラメータpole_f_lfを用い、一次遅れフィルタアルゴリズムにより、リフト目標値のフィルタ値Liftin_cmd_f(k)が算出される。目標値追従応答指令パラメータpole_f_lfは制御量の目標値に対する追従速度を規定し、図示の如く、−１より大きく、０より小さい値に設定される。尚、（ｋ）は離散系のサンプル番号、より具体的には図７フロー・チャートの実行時刻である。
次いで、式（ｃ）に示す如く、リフト検出値Liftin(k)からリフト目標値のフィルタ値Liftin_cmd_f(k)を減算して偏差E_lf(k)を算出し、次いで式（ｂ）に示す如く、偏差の前回値に外乱抑制応答指定パラメータpole_lfを乗じ、よって得た積を偏差の今回値に加算して切換関数σ_lf(k)を算出する。外乱抑制応答指定パラメータpole_lfは外乱が印加されたときの偏差E_lfの収束速度を規定し、図示の如く、−１より大きく、０より小さい値に設定される。
次いで、式（ａ）に示す如く、切換関数σ_lf(k)に第１のフィードバックゲインKrch_lfの負値を乗じて得た積から、切換関数σ_lf(k)の積分値に第２のフィードバックゲインKadp_lfを乗じて得た積が減算され、リフト指令値（操作量）U_Liftinが算出される。
式（ａ）において、右辺の第１項は状態量を切換線上にのせるための到達則入力であり、図示のように切換関数の比例項として算出される。また、右辺の第２項は、定常偏差を抑制しつつ、状態量を切換線上にのせるための適応則入力であり、図示のように切換関数の積分項として算出される。尚、第１、第２のフィードバックゲインは、シミュレーションおよび実験などによって設定された値である。
同時に、算出されたリフト指令値に基づいて可変リフト機構４０の電動モータ４０ｄを動作させてリフト制御を実行する。
次いでＳ３０２に進み、同様に図示の式（ａ）から（ｄ）に基づいて位相指令値（操作量）U_Cainを算出し、算出された位相指令値に基づいて可変位相機構４２の電磁ブレーキ４２ｂへの通電量を算出してそれを動作させて可変位相制御を実行する。
次いでＳ３０４に進み、同様に図示の式（ａ）から（ｄ）に基づいて圧縮比指令値（操作量）U_Crを算出し、算出された圧縮比指令値に基づいて可変圧縮比機構４４の油圧機構４４ｅを動作させて圧縮比制御を実行する。
尚、Ｓ３０２とＳ３０４における指令値の算出自体は、添え字が相違するのみで、Ｓ３００のそれと異ならないので、説明は省略する。
図７フロー・チャートの説明に戻ると、次いでＳ１２に進み、燃料制御を実行する。即ち、算出された吸気量目標値Gcyl_cmdと検出されたアクセル開度ＡＰとから予め設定された特性を検索し、理論空燃比となるように燃料噴射量を算出し、算出された燃料噴射量に基づいてインジェクタ１６を駆動する。
次いでＳ１４に進み、点火制御を実行する。
図１７は、その処理を示す、図１４に類似する、サブ・ルーチン・フロー・チャートである。
以下説明すると、Ｓ４００において同様に動弁系と可変圧縮比機構４４からなる３種の機構の中の少なくともいずれかが故障か否か判断し、肯定されるときはＳ４０２に進み、図１６を参照して説明した制御に類似する、簡易型の１自由度スライディングモード制御に従ってフェールセーフ時のＮＥ制御を実行する。
尚、Ｓ４０２の処理は、フェールセーフ時は動弁系でトルク制御ができないため、エンジン回転数ＮＥを一定に保つように点火時期を決めることによってトルクを制御することを意図する。
以下説明すると、先ず、式（ｃ）に示す如く、エンジン回転数検出値NE(k)から目標エンジン回転数NE_fs（例えば２０００ｒｐｍ）を減算して偏差Enfs(k)を算出し、次いで式（ｂ）に示す如く、偏差の前回値に応答指定パラメータpole_##を乗じ、よって得た積を偏差の今回値に加算して切換関数σ##(k)を算出する。
次いで、式（ａ）に示す如く、切換関数σ##(k)に第１のフィードバックゲインKrch##を乗じて得た積から、切換関数の積分値に第２のフィードバックゲインKadp##を乗じて得た積を減算して得た差を、フェールセーフ用基準点火時期Ig_fsのベース値Ig_fs_baseから減算してフェールセーフ用基準点火時期Ig_fsが算出される。
次いでＳ４０４に進み、算出されたフェールセーフ用基準点火時期を点火指令値IGLOGとする。
他方、Ｓ４００で否定されるときはＳ４０６に進み、エンジン１０が始動中か否か判断する。Ｓ４０６で肯定されるときはＳ４０８に進み、始動用点火時期Ig_crkを点火指令値IGLOGとする。
Ｓ４０６で否定されるときはＳ４１０に進み、検出されたアクセル開度ＡＰが全閉開度か否か判断し、否定されるときは運転者による駆動要求がなされたと判断されることから、Ｓ４１２に進み、先に述べた点火ＥＳＣ制御に基づいて点火指令値IGLOGを算出する。
図１８は、その処理を示すサブ・ルーチン・フロー・チャートである。
先ずＳ５００において検出されたエンジン回転数ＮＥと先に算出された吸気量目標値Gcyl_cmdとから図示の特性に従って基準点火時期Igbaseを検索（算出）する。基準点火時期Igbaseの特性は、負荷（吸気量目標値）が増加するほど、ノック容量が減少することから、遅角すると共に、高回転域でも同様の理由から遅角するように設定される。尚、低回転域で遅角するように設定するのは、火炎伝播速度の遅延によるノック余裕度の低下を考慮するためである。
次いでＳ５０２に進み、先に述べた式２-６から式２-１３に従って得られた値、具体的には式２-６によって得られた値IGLOGをIGLOG'と置き換え、Ｓ５０４に進み、図示の如く、算出された基準点火時期IgbaseにIGLOG'を加算し、よって得られた和を点火指令値IGLOGとする。
図１７フロー・チャートの説明に戻ると、Ｓ４１０で肯定されるときはＳ４１４に進み、触媒装置３６の暖機時間が経過したか否か判断し、肯定されるときはＳ４１２に進み、同様に点火ＥＳＣ制御を実行する。Ｓ４１４で否定されるときはＳ４１６に進み、Ｓ４０２の処理と同様に、図１６を参照して説明した簡易型のスライディングモード制御に従って点火時期のフィードバック制御を実行する。
以下説明すると、先ず、式（ｃ）に示す如く、エンジン回転数検出値NE(k)から目標エンジン回転数NE_ast（例えば１５００ｒｐｍ）を減算して偏差Enast(k)を算出し、次いで式（ｂ）に示す如く、偏差の前回値に応答指定パラメータpole#を乗じ、よって得た積を偏差の今回値に加算して切換関数σ#(k)を算出する。
次いで、式（ａ）に示す如く、切換関数σ#(k)に第１のフィードバックゲインKrch#を乗じて得た積から、切換関数σ#(k)の積分値に第２のフィードバックゲインKadp#を乗じて得た積を減算して得た差を、始動後基準点火時期Ig_astのベース値Ig_ast_baseから減算して始動後基準点火時期Ig_ast（例えば５度）が算出される。次いでＳ４１８に進み、算出された始動後基準点火時期を点火指令値IGLOGとする。
上記について図１２を参照して説明すると、点火指令値IGLOG(k)が入力u(k)としてエンジン１０に与えられ、燃焼室２２の混合気がそれによって点火されると共に、点火の前後を通じて測定（検出）された筒内圧Pcylからクランク角度１度ごとに図示平均有効圧力Ｐｍｉが算出され、算出値Pmi_act(k)が制御出力y(k)としてＥＳＣ制御系に送られる。
ＥＳＣ制御系においては、入力u(k)の変化に対する出力y(k)の変化の関係を検出するための加振入力p(k)（=Asin(ωkΔt)）をプラント（制御対象）への入力u(k)に混入させる。そして、そのときの出力y(k)の変化量h(k)と加振入力p(k)の積を求め、求めた積を積分することにより、出力y(k)を最適化するように入力f(k)を算出する。より具体的には、図示のＥＳＣ制御系にあっては、求めた積を積分することによって図２０に示す特性において傾きが極値（ＭＢＴ）に対していずれの方向にあるか判定し、その極値に向け、換言すればＰｍｉが最適となるように、点火指令値IGLOGを遅角あるいは進角させる。
尚、前記したように、相関関数の算出のための積分として加振入力の周期Tpの有限区間積分を用いたことから、最適制御入力f(k)の周期的挙動が消去され、制御系の共振が抑制される。
この実施例に係るプラントの制御装置にあっては、上記の如く、入力ｕを有するプラント（エンジン１０）に所定の周期で変化する成分ｐを印加すると共に、プラントの出力ｙに基づいてパラメータｈを算出し、算出されたパラメータｈと印加された成分ｐを乗算して得た値ｊを成分ｐの周期の整数倍の区間において積分し、得られた積分値ｇに基づいて入力ｕを算出する如く構成したので、成分ｐの周期の整数倍の区間、換言すれば有限区間において積分することで、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化でき、よってプラントの出力を極値点に制御することができる。
より具体的には、プラントはエンジン（内燃機関）１０であり、プラント入力が点火時期であると共に、プラント出力はエンジン（内燃機関）１０の効率を表すパラメータ（より正確には図示平均有効圧力Ｐｍｉ）である如く構成したので、上記した効果に加え、燃焼効率の指標となる図示平均有効圧力Ｐｍｉを最適化することができると共に、エンジン１０の製造バラツキや経年変化、あるいは燃料の性状の変化などにより、予め設定された点火時期と最適な点火時期の間で差異が生じても、それを補償して常に内燃機関の燃焼効率を最適化することができる。
図１９は、この発明の第２実施例に係るプラントの制御装置を模式的に示す、図１２と同様のブロック図である。
第２実施例にあっては、プラントの制御装置としてはエンジンの制御装置、より具体的にはディーゼルエンジンにおいてＥＧＲ還流量Qegrと過給圧Pcを制御することにより、ＮＯｘ排出量Mnoxが最適となるように制御する装置を例にとる。
図においてエンジン１０は、４気筒のディーゼルエンジンからなる。エンジン１０においては、インジェクタ（図示せず）から噴射された燃料（軽油）は燃焼室で高圧縮・高温にされた吸入空気に触れて自然着火し、燃焼する。よって生じた排ガス（燃焼ガス）は排気系３４を流れてエンジン外に放出される。
排気系３４と吸気系（図示せず）はＥＧＲ管（図示せず）によって接続されてＥＧＲ（排気還流）が行われると共に、排気系３４に配置されたタービン（図示せず）で吸気系に配置されたコンプレッサ（図示せず）が駆動され、過給圧によって吸入空気を燃焼室に圧送する。排気系３４にはＮＯｘセンサ（排ガスセンサ）８４が配置され、排ガス中のＮＯｘ成分に比例した出力を生じる。
このように、本願は、第１実施例で述べた１入力１出力のプラント（制御対象）だけではなく、図１９に示すようなＥＧＲ還流量Qegrと過給圧Pcのバランスにより、ＮＯｘセンサ８４によって検出されるＮＯｘ排出量Mnoxが増減する２入力１出力のエンジン（ディーゼルエンジン）１０への適用も可能である。
この場合、２つの入力に対し、それぞれ異なる周期ω1，ω2の加振入力を与え、Washout filter１，２はω1とω2の周波数近傍を通過域とするバンドパスフィルタとし、さらに相関関数を算出する有限区間積分の積分区間は、それぞれの加振入力の周期またはその整数倍（より一般的には周期の整数倍）とすれば良い。このときの演算式を式３-１から式３-１５に示す。
Figure 0004309326
このように、第２実施例に係るプラントの制御装置にあっては、複数の入力ｕ１／ｕ２を有するプラント（エンジン１０）と、前記プラントの前記入力のそれぞれに異なる周期で変化する成分ｐ１／ｐ２を印加する印加手段（加振信号１，２）１００と、前記プラントの出力ｙに基づいてパラメータｈを算出するパラメータ算出手段（Washout Filter１，２）１０２と、前記算出されたパラメータｈと前記印加された成分ｐ１／ｐ２を乗算して得た値ｊを前記成分ｐ１／ｐ２の周期の整数倍の区間において積分する積分手段（有限区間積分器１，２）１０４と、前記積分によって得られた積分値ｇ１／ｇ２に基づいて前記入力ｕ１／ｕ２を算出する入力算出手段（無限区間積分器１０６ａ１，２、乗算器１０６ｂ１，２、加算段１０６ｃ１，２）１０６とを備える如く構成した。尚、これらの手段も具体的には、ＥＣＵ８０が行う処理に相当する。
第２実施例に係るプラントの制御装置にあっては、複数の入力ｕ１／ｕ２を有するプラント（エンジン）１０において、入力のそれぞれに異なる周期で変化する成分ｐ１／ｐ２を印加すると共に、プラントの出力ｙに基づいてパラメータｈを算出し、算出されたパラメータｈと印加された成分ｐ１／ｐ２を乗算して得た値ｊを成分ｐ１／ｐ２の周期の整数倍の区間において積分し、得られた積分値ｇ１／ｇ２に基づいて入力ｕ１／ｕ２を算出する如く構成したので、同様に成分ｐ１／ｐ２の周期の整数倍の区間、即ち、有限区間において積分することで、制御系の共振を防止しつつ、出力ｙを最適化でき、よってプラントの出力を極値点に制御することができる。
より具体的には、プラントはエンジン（内燃機関）１０であり、プラント入力がＥＧＲ量と過給圧であると共に、プラント出力はエンジン（内燃機関）１０の排気系３２に設置されたＮＯｘセンサ（排ガスセンサ）８４の出力である如く構成したので、上記した効果に加え、エンジン１０の製造バラツキや経年変化、あるいは燃料の性状の変化などにより、ＮＯｘやＨＣなどの排ガスの排出量を最小にするＥＧＲ量あるいは過給圧のバランスが変化しても、それを補償して常に内燃機関の燃焼効率を最適化することができる。
尚、上記において、プラントの制御装置の１入力１出力の例としてガソリンエンジンにおける点火時期と図示平均有効圧力の関係を、また２入力１出力の例としてディーゼルエンジンにおけるＥＧＲ還流量と過給圧のバランスとＮＯｘ排出量の関係を挙げたが、この発明はそれに限られるものではない。
また、当然のことながら、この発明は、多入力１出力のプラントへの拡大適用も可能である。
また、図１２などにおいてWashout Filterを用いたが、ハイパスフィルタあるいはバンドパスフィルタであっても良い。
また、可変リフト機構４０、可変位相機構４２あるいは可変圧縮比機構４４も、図示のものに限られるものではない。
また、第１実施例において吸気量の算出などに簡易型のスライディングモード制御を用いたが、他のスライディングモード制御を用いてもよく、さらには適応制御あるいはＰＩＤ制御などの他の制御アルゴリズムを用いても良い。
また、第２実施例においてＮＯｘセンサを用いたが、ＨＣセンサでも良い。
この発明の第１実施例に係るプラントの制御装置を模式的に示す概略図である。 図１に示すエンジンを動弁系を中心としてより具体的に示す、エンジンの側面図である。 図１に示す可変位相機構を模式的に示す側面図である。 図３に示す可変位相機構の正面図である。 図４に示す可変位相機構の中の電磁ブレーキの構造を模式的に示す正面図である。 図１に示す筒内圧センサのシリンダヘッドへの取り付けを示す説明断面図である。 図１に示すＥＣＵの動作を示すフロー・チャートである。 ＥＳＣをＰｍｉ最適化制御に適用した場合のブロック図である。 図８に示す制御系のシミュレーション結果を示すデータ図である。 図８に示す制御系において、関数f1,f2の周期と算出区間を異ならせて算出された相関関数を示す説明グラフである。 図８に示す制御系において、関数f1,f2の周期と算出区間を同一にして算出された相関関数を示す説明グラフである。 図８に示すＥＳＣを改良したときの構成を示すブロック図である。 図１２に示す改良されたＥＳＣを用いた場合のシミュレーション結果を示すデータ図である。 図７フロー・チャートの吸気量制御のサブ・ルーチン・フロー・チャートである。 図１４フロー・チャートの圧縮比目標値、リフト目標値および位相目標値算出のサブ・ルーチン・フロー・チャートである。 図１４フロー・チャートの圧縮比、リフトおよび位相制御のサブ・ルーチン・フロー・チャートである。 図７フロー・チャートの点火制御のサブ・ルーチン・フロー・チャートである。 図１７フロー・チャートの点火ＥＳＣ制御のサブ・ルーチン・フロー・チャートである。 この発明の第２実施例に係るプラントの制御装置を模式的に示す、図１２と同様のブロック図である。 点火時期に対する図示平均有効圧力の特性を示す説明グラフである。
符号の説明
１０ エンジン（内燃機関。プラント）
２０ 吸気バルブ
２２ 燃焼室
４０ 可変リフト機構
４２ 可変位相機構
４４ 可変圧縮比機構
６０ クランクシャフトセンサ
７２ 筒内圧センサ
８０ 電子制御ユニット（ＥＣＵ）
８４ ＮＯｘセンサ（排ガスセンサ）

Claims (4)

  1. 入力ｕを有するプラントと、前記プラントに所定の周期で変化する成分ｐを印加する印加手段と、前記プラントの出力ｙに基づいて前記出力ｙの変化量を示すパラメータｈを算出するパラメータ算出手段と、前記算出されたパラメータｈと前記印加された成分ｐを乗算して得た値ｊを前記成分ｐの周期の整数倍の区間において積分する積分手段と、前記積分によって得られた積分値ｇに基づいて前記入力ｕを算出する入力算出手段とを備えたプラントの制御装置。
  2. 複数の入力ｕ１，ｕ２を有するプラントと、前記プラントの前記入力のそれぞれに異なる周期で変化する成分ｐ１，ｐ２を印加する印加手段と、前記プラントの出力ｙに基づいて前記出力ｙの内の前記周期およびその近傍の出力を通過させるバンドパスフィルタを用いてパラメータｈ１，ｈ２を算出するパラメータ算出手段と、前記算出されたパラメータｈ１と前記印加された成分ｐ１を乗算して得た値ｊ１を前記成分ｐ１の周期の整数倍の区間において積分する第１の積分手段と、前記算出されたパラメータｈ２と前記印加された成分ｐ２を乗算して得た値ｊ２を前記成分ｐ２の周期の整数倍の区間において積分する第２の積分手段と、前記第１，第２の積分手段によって得られた積分値ｇ１，ｇ２に基づいて前記入力ｕ１，ｕ２を算出する入力算出手段とを備えたプラントの制御装置。
  3. 前記プラントは内燃機関であり、前記プラント入力が点火時期であると共に、前記プラント出力は前記内燃機関の効率を表すパラメータであることを特徴とする請求項１記載のプラントの制御装置。
  4. 前記プラントは内燃機関であり、前記プラント入力がＥＧＲ量と過給圧であると共に、前記プラント出力は前記内燃機関の排気系に設置された排ガスセンサの出力であることを特徴とする請求項２記載のプラントの制御装置。
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