JPH02291437A - Engine output controlling method for vehicle - Google Patents

Abstract

PURPOSE:To materialize a high precision control in case of determining the degree of a target throttle valve to bring an engine output to a target engine torque by having the target throttle opening corrected by an opening equivalent to an air volume flowing through a bypass passage bypassing the throttle valve. CONSTITUTION:After a target torque Tphi for drive wheels as obtained in a previous step is converted 500 to a target engine torque T1, the torque T1 is corrected in turn by each correcting part 501-505 of the response delay of torque converter, friction, external load, atmospheric condition and operating condition. A target air volume A/Nv to output the target engine torque T7 after the correction is calculated 507, and after its correction 508 by suction air temperature, an equivalent target throttle opening thetab is calculated 509. From the said opening thetab, an opening theta1 equivalent to the air volume passing through a bypass passage, calculated by a correcting part 511, is subtracted. From an equivalent target throttle opening thetah thus obtained, the throttle opening theta2 of a subsidiary throttle valve is calculated 512.

Description

【発明の詳細な説明】 ［発明の目的］ （産業上の利用分野） 本発明は車両のエンジン出力を目標とするエンジン出力
にする車両のエンジン出力制御方法に関する。DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION [Object of the Invention] (Industrial Application Field) The present invention relates to a method for controlling the engine output of a vehicle so that the engine output of the vehicle reaches a target engine output.

（従来の技術） 従来、エンジン出力を所定の目標エンジントルクとする
ようにエンジンを制御するものの１つとして、自動車が
急加速された場合に生じる駆動輪のスリップを防止する
加速スリップ防止装置（トラクションコントロール装置
）が知られている。このようなトラクションコントロー
ル装置においては、駆動輪の加速スリップを検出すると
タイヤと路面との摩擦係数μが最大範囲（第１８図の斜
線範囲）にくるように、スリップ率Ｓを制御していた。(Prior Art) Conventionally, an acceleration slip prevention device (traction slip prevention device) has been used to control the engine so that the engine output reaches a predetermined target engine torque. control device) is known. In such a traction control device, when acceleration slip of the driving wheels is detected, the slip rate S is controlled so that the coefficient of friction μ between the tire and the road surface is within the maximum range (shaded range in FIG. 18).

ここで、スリップ率ＳはＣ　（ＶＰ　−ＶＢ　）　／Ｖ
Ｐ　］　ＸＩＯＯ　　（バーセント）であり、Ｖ　Ｆは
駆動輪の車輪速度、ＶＢは車体速度である。つまり、駆
動輪のスリップを検出した場合には、スリップ率Ｓが斜
線範囲に来るようにエンジン出力を制御することにより
、タイヤと路面との摩擦係数μが最大範囲に来るように
制御して、加速時に駆動輪のスリップを防止して自動車
の加速性能を向上させるようにしている。Here, the slip rate S is C (VP - VB) /V
P]XIOO (%), VF is the wheel speed of the driving wheels, and VB is the vehicle body speed. In other words, when a slip of the drive wheels is detected, the engine output is controlled so that the slip ratio S falls within the shaded range, and the friction coefficient μ between the tires and the road surface is controlled within the maximum range. It prevents the drive wheels from slipping during acceleration, improving the vehicle's acceleration performance.

（発明が解決しようとする課題） このようなトラクションコントロール装置においては、
駆動輪のスリップを検出した場合には、エンジン出力を
スリップが発生しない目標エンジン出力になるように制
御することが要求される。(Problem to be solved by the invention) In such a traction control device,
When a slip of the driving wheels is detected, it is required to control the engine output to a target engine output at which no slip occurs.

例えば、エンジンの吸気経路に電動で制御されるスロッ
トル弁が設けられ、このスロットル弁をバイパスするバ
イパス通路が設けられているトラクションコントロール
装置においては、目標エンジン出力を得るためには、バ
イパス通路を介する空気瓜を考慮してスロットル弁の開
度を制御する必要がある。For example, in a traction control device in which an electrically controlled throttle valve is provided in the intake path of the engine and a bypass passage is provided to bypass the throttle valve, in order to obtain the target engine output, it is necessary to It is necessary to control the opening of the throttle valve in consideration of air pressure.

本発明は上記の点に鑑みてなされたもので、その目的は
、エンジンの吸気経路に電動で制御されるスロットル弁
を設けているエンジン出力制御装置において、エンジン
出力を目標エンジントルクとなるようにスロットル弁の
開度を精度良く制御することができる車両のエンジン出
力制御方法を提洪することにある。The present invention has been made in view of the above points, and an object of the present invention is to adjust the engine output to a target engine torque in an engine output control device in which an electrically controlled throttle valve is provided in the intake path of the engine. An object of the present invention is to provide a method for controlling the engine output of a vehicle that can control the opening degree of a throttle valve with high precision.

［発明の構成］ （課題を解決するための手段及び作用）車両用エンジン
への吸気通路にスロットル弁を設け、スロットル弁の開
度を制御することにより上記エンジンの出力を制御して
いるエンジン出力制御装置において、エンジンが出力す
べき目標エンジントルクを算出する目標エンジントルク
算出手段と、上記目標エンジントルクを発生させるため
に必要なエンジン１回転当りの目標吸入空気量を算出す
る目標吸入空気量算出手段と、上記スロットル弁をバイ
パスするバイパス空気量を算出するバイパス空気量算出
手段と、同バイパス空気量に基づく補正を伴い上記目標
吸入空気量算出手段で算出されたエンジン１回転当りの
吸入空気量から上記スロットル弁の開度を算出するスロ
ットル弁開度算出手段とを備えた車両のエンジン出力制
御方法である。[Structure of the Invention] (Means and effects for solving the problem) An engine output in which a throttle valve is provided in an intake passage to a vehicle engine, and the output of the engine is controlled by controlling the opening degree of the throttle valve. In the control device, a target engine torque calculation means for calculating a target engine torque to be output by the engine, and a target intake air amount calculation means for calculating a target intake air amount per engine rotation necessary to generate the target engine torque. means, a bypass air amount calculation means for calculating a bypass air amount that bypasses the throttle valve, and an intake air amount per engine revolution calculated by the target intake air amount calculation means with correction based on the bypass air amount. and throttle valve opening calculation means for calculating the opening of the throttle valve from the above.

（実施例） 以下、図面を参照して本発明の一実施例に係わる車両の
エンジン出力制御方法が採用される車両の加速スリップ
防止装置について説明する。第１図は車両の加速スリッ
プ防止装置を示す構成図である。同図は前輪駆動車を示
しているもので、ＷＰＲは前輪右側車輪、ＷＦＬは前輪
左側車輪、ＷＲＲは後輪右側車輪、ＷＲＬは後輪左側車
輪を示している。また、１１は前輪右側車輪（駆動輪）
ＷＰＲの車輪速度Ｖｌ）Ｒを検出する車輪速度センサ、
１２は前輪左側車輪（駆動輪）ＷＦＬの車輪速度ＶＰＬ
を検出する車輪速度センサ、１３は後輪右側車輪（従動
輪）Ｗｌ？Ｒの車輪速度ＶＲＲを検出する車輪速′度セ
ンサ、１４は後輪左側車輪（従動輪）ＷＲＬの車輪速度
ＶＲＬを検出する車輪速度センサである。上記車輪速度
センサ１１〜１４で検出された車輪速度ＶＦＲ，　ＶＦ
Ｌ，　　ＶＲＲ，　　ＶＲＬハ｝−ｙクシ＊ン：ｒント
ｏ−ラ１５に人力される。このトラクシ日ンコントロー
ラ１５には図示しない吸気温度センサで検出される吸気
温度ＡＴ，図示しない大気圧センサで検出される大気圧
ＡＰ，図示しない回転センサで検出されるエンジン回転
速度Ｎｅ，図示しないエアフローセンサで検出されるエ
ンジン回転１サイクル当りの吸入空気量Ａ／Ｎ，図示し
ない油温センサで検出されるトランスミッションの油温
ＯＴ，図示しない水温センサで検出されるエンジンの冷
却水温ＷＴ，図示しないエアコンスイッチの操作状態、
図示しないパワステスイッチＳＷの操作状態、図示しな
いアイドルスイッチの操作状態、図示しないパワステボ
ンブ油温ＯＰ１図示しない筒内圧センサにより検出され
るエンジンの気筒の筒内圧ＣＰ１図示しない燃焼室璧温
センサで検出されるエンジンの燃焼室璧温度ＣＴ，オル
タネー夕の励磁電流ｌΦ、エンジン始動後の時間を計数
する図示しないタイマから出力される始動後経過時間τ
が入力される。このトラクシ日ンコントローラｌ５はエ
ンジンｌ６に制御信号を送って加速時の駆動輪のスリッ
プを防止する制御を行なっている。このエンジン１６は
第１図（Ａ）に示すようにアクセルペダルによりその開
度ｅ１が操作される主スロットル弁ＴＨａ＋の他に、上
記トラクションコントローラ１５からの後述する開度信
号ｅｓによりその間度ｅ２が制御される副スロットル弁
ＴＨｓを有している。この副スロットル弁ＴＨｓＯ開度
ｅ２はトラクションコントローラ１５からの開度信号ｅ
ｓによりモータ駆動回路５２がモータ５２ｍの回転を制
御することにより行われる。(Embodiment) Hereinafter, an acceleration slip prevention device for a vehicle in which a vehicle engine output control method according to an embodiment of the present invention is adopted will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a configuration diagram showing an acceleration slip prevention device for a vehicle. The figure shows a front wheel drive vehicle, where WPR indicates the right front wheel, WFL indicates the left front wheel, WRR indicates the right rear wheel, and WRL indicates the left rear wheel. Also, 11 is the front right wheel (drive wheel)
a wheel speed sensor that detects the wheel speed Vl)R of the WPR;
12 is the wheel speed VPL of the front left wheel (drive wheel) WFL
A wheel speed sensor 13 detects the rear right wheel (driven wheel) Wl? 14 is a wheel speed sensor that detects the wheel speed VRL of the rear left wheel (driven wheel) WRL. Wheel speeds VFR and VF detected by the wheel speed sensors 11 to 14
L, VRR, VRL: Manually operated by the operator 15. This truck day controller 15 includes an intake air temperature AT detected by an intake air temperature sensor (not shown), an atmospheric pressure AP detected by an atmospheric pressure sensor (not shown), an engine rotation speed Ne detected by a rotation sensor (not shown), and an air flow (not shown). Intake air amount A/N per engine rotation cycle detected by a sensor, transmission oil temperature OT detected by an oil temperature sensor (not shown), engine cooling water temperature WT detected by a water temperature sensor (not shown), air conditioner (not shown) switch operation status,
The operating state of the power steering switch SW (not shown), the operating state of the idle switch (not shown), the power steering bomb oil temperature OP1 (not shown), the in-cylinder pressure CP of the engine cylinder detected by the in-cylinder pressure sensor (not shown), the cylinder pressure CP1 detected by the combustion chamber perfect temperature sensor (not shown). The combustion chamber temperature CT of the engine, the excitation current lΦ of the alternator, and the elapsed time τ after engine startup output from a timer (not shown) that counts the time after engine startup.
is input. The vehicle day controller l5 sends a control signal to the engine l6 to perform control to prevent the drive wheels from slipping during acceleration. As shown in FIG. 1(A), this engine 16 has a main throttle valve THa+ whose opening e1 is operated by an accelerator pedal, and an opening e2 which is controlled by an opening signal es from the traction controller 15, which will be described later. It has a controlled sub-throttle valve THs. This sub-throttle valve THsO opening degree e2 is determined by the opening degree signal e from the traction controller 15.
This is done by the motor drive circuit 52 controlling the rotation of the motor 52m in accordance with s.

そして、このように副スロットル弁ＴＨｍの開度ｅ２を
制御することによりエンジン１６の駆動力を制御してい
る。なお、上記主スロットル弁Ｔ　Ｈ　ｒｘ　ｓ副スロ
ットル弁ＴＨｓ（７）開度ｅ１，ｅ２はそれぞれスロッ
トルポジションセンサＴＰＳＩ　，ＴＰＳ２により検出
されて上記モータ駆動回路５２に出力される。さらに、
上記主及び副スロットル弁ＴＨ＋＋＋．ＴＨｓの上下流
間にはアイドリング時の吸入空気量を確保するためのバ
イパス通路５２ｂが設けられており、このバイパス通路
５２ｂの開度量はステッパモータ５２ｓにより制御され
る。このステッパモータ５２ｓの駆動はＩＳＣ（アイド
ノレ・スピード会コントローラ）５２１により制御され
る。このＩ　ＳＣ５２　Ｉは上記エンジン冷却水温νＴ
よりエンジンの暖機状態を推定し、上記ステッパモータ
５２ｇを駆動するステップ数Ｓｌを決定し、上記ステッ
パモータ５２ｓを駆動して、アイドリンク時に必要な吸
入空気量を確保している。また、上記主及び副スロット
ル弁ＴＨｌｌｌ，ＴＨｓの上下流間にはバイパス通路５
２ｃが設けられており、このバイパス通路５２ｃにはエ
ンジン１６の冷却水温ＷＴに応じてその間度が調整され
るワックス弁５２Ｗが設けられる。The driving force of the engine 16 is controlled by controlling the opening e2 of the sub-throttle valve THm in this manner. The opening degrees e1 and e2 of the main throttle valve T H rxs sub-throttle valve THs (7) are detected by the throttle position sensors TPSI and TPS2, respectively, and are output to the motor drive circuit 52. moreover,
The above main and sub throttle valves TH+++. A bypass passage 52b is provided between the upstream and downstream sides of the THs to ensure an intake air amount during idling, and the opening amount of this bypass passage 52b is controlled by a stepper motor 52s. The drive of this stepper motor 52s is controlled by an ISC (Idle Speed Controller) 521. This I SC52 I is the engine cooling water temperature νT
The warm-up state of the engine is estimated, the number of steps Sl for driving the stepper motor 52g is determined, and the stepper motor 52s is driven to ensure the amount of intake air required during idle link. Additionally, a bypass passage 5 is provided between the upstream and downstream sides of the main and sub throttle valves THll and THs.
2c, and this bypass passage 52c is provided with a wax valve 52W whose temperature is adjusted according to the cooling water temperature WT of the engine 16.

また、１７は前輪右側車輪ＷＰＲの制動を行なうホイー
ルシリンダ、１８は前輪左側車輪ＷＦＬの制動を行なう
ホイールシリンダである。通常これらのホイールシリン
ダにはブレーキペダル（図示せず）を操作すると、圧油
が供給される。トラクションコントロール作動時には次
に述べる別の経路からの圧油の供給を可能としている。Further, 17 is a wheel cylinder that brakes the front right wheel WPR, and 18 is a wheel cylinder that brakes the front left wheel WFL. These wheel cylinders are normally supplied with pressurized oil when a brake pedal (not shown) is operated. When traction control is activated, pressure oil can be supplied from another route as described below.

上記ホイールシリンダ１７への油圧源１９からの圧油の
供給はインレットバルブ１７ｉを介して行われ、上記ホ
イールシリンダ１７からリザーバ２０への圧油の排出は
アウトレットバルブ１７ｏを介して行われる。また、上
記ホイールシリンダ１８への油圧［１９からの圧油の供
給はインレットバルブ１８ｉを介して行われ、上記ホイ
ールシリンダ１８からリザーバ２０への圧油の排出はア
ウトレットバルブ１８ｏを介して行われる。そして、上
記インレットバルブ１７ｉ及び１８１１上記アウトレッ
トバルブ１７ｏ及び１８０の開閉制御は上記トラクショ
ンコントローラ１５により行われる。Pressure oil is supplied from the hydraulic source 19 to the wheel cylinder 17 through an inlet valve 17i, and pressure oil is discharged from the wheel cylinder 17 to the reservoir 20 through an outlet valve 17o. Further, pressure oil is supplied from the hydraulic pressure [19] to the wheel cylinder 18 through an inlet valve 18i, and pressure oil is discharged from the wheel cylinder 18 to the reservoir 20 through an outlet valve 18o. Opening/closing control of the inlet valves 17i and 1811 and the outlet valves 17o and 180 is performed by the traction controller 15.

次に、第２図を参照して上記トラクションコントローラ
１５の詳細な構成について説明する。Next, the detailed configuration of the traction controller 15 will be described with reference to FIG. 2.

同図において、１１．１２は駆動輪ＷＦＲ，　ＷＦＬの
車輪速度ＶＦＲ，　ＶＰＬを検出する車輪速度センサで
あり、この車輪速度センサ１１，１２により検出された
駆動輪速度ＶＦＲ，　ＶＦＬは、何れも高車速選択部３
１及び平均部３２に送られる。高車速選択部３ｌは、上
記駆動輪速度ＶＦＲ，　ＶＰＬのうちの高車輪速度側を
選択するもので、この高車速選択部３１により選択され
た駆動輪速度は、重み付け部３３に出力される。また、
上記平均部３２は、上記車輪速度センサ１１，１２から
得られた駆動輪速度Ｖ　ＦＲ，　Ｖ　ＦＬカラ、平均駆
動輪速度（ＶＦＲ＋Ｖｒ’Ｌ）／２を算出するもので、
この平均部３２により算出された平均駆動輪速度は、重
み付け部３４に出力される。重み付け部３３は、上記高
車速選択部３１により選択出力された駆動輪Ｗ　ＦＲ，
Ｗｔ’Ｌの何れか高い方の車輪速度をＫＧ倍（変数）し
、また、重み付け部３４は、平均部３２により平均出力
された平均駆動輪速度を（１−ＫＧ）倍（変数）するも
ので、上記各重み付け部３３及び３４により重み付けさ
れた駆動輪速度及び平均駆動輪速度は、加算部３５に与
えられて加算され、駆動輪速度■Ｆが算出される。In the figure, reference numerals 11 and 12 are wheel speed sensors that detect the wheel speeds VFR and VPL of the driving wheels WFR and WFL, and the driving wheel speeds VFR and VFL detected by the wheel speed sensors 11 and 12 are both high. Vehicle speed selection section 3
1 and is sent to the averaging section 32. The high vehicle speed selection section 3l selects the higher wheel speed of the drive wheel speeds VFR and VPL, and the drive wheel speed selected by the high vehicle speed selection section 31 is output to the weighting section 33. Also,
The averaging unit 32 calculates the driving wheel speeds V FR and V FL obtained from the wheel speed sensors 11 and 12, and the average driving wheel speed (VFR + Vr'L)/2,
The average drive wheel speed calculated by the averaging section 32 is output to the weighting section 34. The weighting unit 33 selects and outputs the drive wheels W FR, which are selected and output by the high vehicle speed selection unit 31.
The higher wheel speed of Wt'L is multiplied by KG (variable), and the weighting section 34 multiplies the average driving wheel speed output by the averaging section 32 by (1-KG) (variable). The driving wheel speeds and average driving wheel speeds weighted by the respective weighting sections 33 and 34 are given to the adding section 35 and added, thereby calculating the driving wheel speed ■F.

ここで、上記変数ＫＧは、第３図で示すように、求心加
速度ＧＹに応じて変化する変数であり、求心加速度ＧＹ
が所定値（例えば０．１　）まではその値の大小に比例
し、それ以上で「１」になるよう設定される。Here, the variable KG is a variable that changes according to the centripetal acceleration GY, as shown in FIG.
is set so that it is proportional to the magnitude of the value up to a predetermined value (for example, 0.1), and becomes "1" above that value.

一方、車輪速度センサ１３．１４により検出される従動
輪速度ＶＲＲ，　ＶＲＬは、何れも低車速選択部３６及
び高車速選択部３７に送られる。低車速選択部３６は、
上記従動輪速度ＶＲＲ，　ＶＲＩ、のうちの低車輪速度
側を選択し、また、高車速選択部３７は、上記従動輪速
度ＶＲＲ，　ＶＲＬのうちの高車輪速度側を選択するも
ので、この低車速選択部３６により選択された低従動輪
速度は重み付け部３８に、また、高車速選択部３７によ
り選択された高従動輪速度は重み付け部３９に出力され
る。On the other hand, the driven wheel speeds VRR and VRL detected by the wheel speed sensors 13 and 14 are both sent to a low vehicle speed selection section 36 and a high vehicle speed selection section 37. The low vehicle speed selection section 36 is
The low wheel speed side of the driven wheel speeds VRR and VRI is selected, and the high vehicle speed selection section 37 selects the high wheel speed side of the driven wheel speeds VRR and VRL. The low driven wheel speed selected by the vehicle speed selection section 36 is output to the weighting section 38, and the high driven wheel speed selected by the high vehicle speed selection section 37 is outputted to the weighting section 39.

重み付け部３８は、上記低車速選択部３６により選択出
力された従動輪ＷＲＲ，　ＷＩ？Ｌの何れか低い方の車
輪速度をＫ『倍（変数）し、また、重み付け部３９は、
上記高車速選択部３７により選択出力された従動輪ＷＲ
Ｉ？，　Ｗｌ？Ｌの何れか高い方の車輪速度を（１−Ｋ
ｒ）倍（変数）するもので、上記各重み付け部３８及び
３９により重み付けされた従動輪速度は、加算部４０に
与えられて加算され、従動輪速度ＶＲが算出される。こ
の加算部４０で算出された従動輪速度ＶＲは、乗算部４
０′に出力される。この乗算部４０′は、上記加算算出
された従動輪速度ＶＲを（１＋α）倍するもので、この
乗算部４０’を経て従動輪速度ＶＲＲ，　ＶＲＬに基づ
く目標駆動輸速度Ｖφが算出される。The weighting unit 38 selects and outputs the driven wheels WRR, WI? from the low vehicle speed selection unit 36. The lower wheel speed of L is multiplied by K' (variable), and the weighting unit 39
Driven wheel WR selected and output by the high vehicle speed selection section 37
I? , Wl? The wheel speed of whichever is higher in L is (1-K
r) times (variables), and the driven wheel speeds weighted by the respective weighting sections 38 and 39 are given to the adding section 40 and added, and the driven wheel speed VR is calculated. The driven wheel speed VR calculated by this addition section 40 is calculated by the multiplication section 4
Output to 0'. This multiplier 40' multiplies the calculated driven wheel speed VR by (1+α), and the target drive transport speed Vφ based on the driven wheel speeds VRR and VRL is calculated through this multiplier 40'.

ここで、上記変数Ｋ『は、第４図で示すように、求心加
速度ＧＹに応じて「１」〜「０」の間を変化する変数で
ある。Here, the variable K' is a variable that changes between "1" and "0" depending on the centripetal acceleration GY, as shown in FIG.

そして、上記加算部３５により算出された駆動輪速度ｖ
Ｆ１及び乗算部４０′により算出された目標駆動輪速度
Ｖφは、減算部４１に与えられる。Then, the driving wheel speed v calculated by the adding section 35
F1 and the target drive wheel speed Vφ calculated by the multiplier 40' are provided to the subtracter 41.

この減算部４１は、上記駆動輪速度ｖＦから目標駆動輪
速度Ｖφを減算し、駆動輪ＷＦＲ．　ＷＰＬのスリップ
ＱＤＶｉ’　　（ＶＦ−Ｖφ）を算出するもので、この
減算部４１により算出されたスリップ量ＤＶｉ’は加算
部４２に与えられる。この加算部４２は、上記スリップ
ｆｆｌＤＶｉ’を、求心加速度ＧＹ及びその変化率ΔＧ
Ｙに応じて補正するもので、求心加速度ＧＹに応じて変
化するスリップ補正量Ｖｇ（第５図参照）はスリップ量
補正部４３から与えられ、求心加速度ＧＹの変化率ΔＧ
Ｙに応じて変化するスリップ補正ｆｆｉＶｄ（第６図参
照）はスリップ量補正部４４から与えられる。つまり、
加算部４２では、上記減算部から得られたスリップ量Ｄ
Ｖ　ｉ’　に各スリップ補正ｉｉＩＶｇ，Ｖｄを加算す
るもので、この加算部４２を経て、上記求心加速度ＧＹ
及びその変化率ΔＧＹに応じて補正されたスリップｉｌ
ＤＶｉは、例えば１５ＩＩｌｓのサンプリング時間Ｔ毎
にＴＳｎ演算部４５及びＴＰｎ演算部４６に送られる。This subtraction unit 41 subtracts the target driving wheel speed Vφ from the driving wheel speed vF, and calculates the driving wheel WFR. It calculates the WPL slip QDVi' (VF-Vφ), and the slip amount DVi' calculated by the subtraction section 41 is given to the addition section 42. This adder 42 converts the slip fflDVi' into the centripetal acceleration GY and its rate of change ΔG.
The slip correction amount Vg (see FIG. 5), which is corrected according to the centripetal acceleration GY and changes according to the centripetal acceleration GY, is given from the slip amount correction section 43, and is adjusted according to the rate of change ΔG of the centripetal acceleration GY.
A slip correction ffiVd (see FIG. 6) that changes according to Y is given from the slip amount correction section 44. In other words,
The addition section 42 calculates the slip amount D obtained from the subtraction section.
The slip corrections iiIVg and Vd are added to V i', and through this adding section 42, the centripetal acceleration GY
and the slip il corrected according to its rate of change ΔGY
DVi is sent to the TSn calculation section 45 and the TPn calculation section 46 every sampling time T of, for example, 15 IIls.

ＴＳｎ演算部４５における演算部４５ａは、上記スリッ
プｍ　Ｄ　Ｖ　ｉに係数Ｋｌを乗算し積分した積分型補
正トルクＴＳｎ’　　（一ΣＫｌφＤＶ　ｉ）を求める
もので、この積分型補正トルクＴＳｎ　’は係数乗算部
４５ｂに送られる。つまり、上記積分型補正トルクＴＳ
ｎ’は、駆動輪ＷＰＲ．　ＷＰＬの駆動トルクに対する
補正値であり、該駆動輪Ｗ　ＦＲ，ＷＰＬとエンジン１
６との間に存在する動力伝達機構の変速特性が変化する
のに応じてその制御ゲインを調整する必要があり、係数
乗算部４５ｂでは、上記演算部４５ａから得られた積分
型補正トルクＴＳｎ　’　に変速段により異なる係数Ｇ
Ｋｉを乗算し、該変速段に応じた積分型補正トルクＴＳ
ｎを算出する。ここで、上記変数Ｋｌは、スリップ量Ｄ
Ｖｉに応じて変化する係数である。The calculation section 45a in the TSn calculation section 45 multiplies the slip m D V i by a coefficient Kl and calculates the integrated integral correction torque TSn' (-ΣKlφDV i). The information is sent to section 45b. In other words, the above integral correction torque TS
n' is the driving wheel WPR. It is a correction value for the driving torque of WPL, and the value of the driving wheel W FR, WPL and engine 1 is a correction value for the driving torque of WPL.
It is necessary to adjust the control gain in accordance with the change in the speed change characteristics of the power transmission mechanism existing between The coefficient G that varies depending on the gear position is
Multiply by Ki to obtain the integral correction torque TS according to the gear position.
Calculate n. Here, the above variable Kl is the slip amount D
This is a coefficient that changes depending on Vi.

一方、ＴＰｎ演算部４６における演算部４６ａは、上記
スリップ量ＤＶｉに係数Ｋｐを乗算した比例型補正トル
クＴＰｎ　’　　（−ＤＶ　ｉ−Ｋｐ）を求めるもので
、この比例型補正トルク’ｒｐｎ’　は係数乗算部４６
ｂに送られる。つまり、この比例型補正トルク’ｒｐｎ
’　　も、上記積分型補正トルクＴＳｎ’同様、駆動輪
ＷＦＲ，　ＷＰＬの駆動トルクに対する補正値であり、
該駆動輪ＷＦＲ，　ＷＰＬとエンジン１６との間に存在
する動力伝達機構の変速特性が変化するのに応じてその
制御ゲインを調整する必要のあるもので、係数乗算部４
６ｂでは、上記演算部４６ａから得られた比例型補正ト
ルクＴＳｎ　’に変速段により異なる係数ＧＫｐを乗算
し、該変速段に応じた比例型補正トルクＴＰｎを算出す
る。On the other hand, the calculation section 46a in the TPn calculation section 46 calculates the proportional correction torque TPn' (-DV i-Kp) by multiplying the slip amount DVi by the coefficient Kp, and this proportional correction torque 'rpn' is calculated by multiplying the slip amount DVi by the coefficient Kp. Multiplication section 46
sent to b. In other words, this proportional correction torque 'rpn
' is also a correction value for the drive torque of the drive wheels WFR, WPL, similar to the above integral correction torque TSn',
It is necessary to adjust the control gain according to changes in the speed change characteristics of the power transmission mechanism existing between the drive wheels WFR, WPL and the engine 16, and the coefficient multiplier 4
6b, the proportional correction torque TSn' obtained from the arithmetic unit 46a is multiplied by a coefficient GKp that varies depending on the gear position to calculate the proportional correction torque TPn corresponding to the gear position.

一方、上記加算部４０により得られる従動輪速度ＶＲは
、車体速度ＶＢとして基準トルク演算部４７に送られる
。この基準トルク演算部４７は、まず車体加速度演算部
４７ａにおいて上記車体速度ＶＢの加速度ＧＢを算出す
るもので、この車体加速度演算部４７ａにより得られた
車体加速度ＧＢはフィルタ４７ｂを介し車体加速度ＧＢ
Ｆとして基準トルク算出部４７ｃに送られる。この基準
トルク算出部４７ｃは、上記車体加速度ＧＢＰ及び車重
Ｗ及び車輪半径Ｒｅに基づき基準トルクＴＧ（＝ＧＢＰ
ＸＷＸＲｅ）を算出するもので、この基準トルクＴＧが
本来エンジン１６が出力すべき車軸トルク値となる。On the other hand, the driven wheel speed VR obtained by the addition section 40 is sent to the reference torque calculation section 47 as the vehicle body speed VB. The reference torque calculation section 47 first calculates the acceleration GB of the vehicle speed VB in a vehicle acceleration calculation section 47a.The vehicle acceleration GB obtained by the vehicle acceleration calculation section 47a is passed through a filter 47b to the vehicle acceleration GB.
It is sent as F to the reference torque calculation unit 47c. This reference torque calculation unit 47c calculates a reference torque TG (=GBP) based on the vehicle body acceleration GBP, vehicle weight W, and wheel radius Re.
XWXRe), and this reference torque TG becomes the axle torque value that the engine 16 should originally output.

次に、上記基準トルク演算部４７により算出された基準
トルクＴＧは、減算部４８に出力される。Next, the reference torque TG calculated by the reference torque calculation section 47 is output to the subtraction section 48.

この減算部４８は、上記基準トルク演算部４７より得ら
れる基準トルクＴＧから前記ＴＳｎ演算部４５にて算出
された積分型補正トルクＴＳｎを減算するもので、その
減算データはさらに減算部４つに送られる。この減算部
４９は、上記減算部４８から得られた減算データからさ
らに前記ＴＰｎ演算部４６にて算出された比例型補正ト
ルクＴＰｎを減算するもので、その減算データは駆動輪
ＷＰＲ，　ＷＦＬを駆動する車軸トルクの目標トルクＴ
φとしてスイッチＳ１を介しエンジントルク変換部５０
０に送られる。つまり、 Ｔφ一ＴＯ　−ＴＳｎ−ＴＰｎとされる。This subtraction section 48 subtracts the integral correction torque TSn calculated by the TSn calculation section 45 from the reference torque TG obtained from the reference torque calculation section 47, and the subtraction data is further sent to four subtraction sections. Sent. This subtraction section 49 further subtracts the proportional correction torque TPn calculated by the TPn calculation section 46 from the subtraction data obtained from the subtraction section 48, and the subtraction data is used to drive the drive wheels WPR, WFL. Target torque T of the axle torque to be
engine torque converter 50 via switch S1 as φ
Sent to 0. In other words, Tφ-TO-TSn-TPn.

上記フィルタ４７ｂは、基準トルク演算部４７ｃで算出
される基準トルクＴＯを、時間的にどの程度手前の車体
加速度ＧＢに基づき算出させるかを例えば３段階に定め
るもので、つまりこのフィルタ４７ｂを通して得られる
車体加速度ＧＢＩ’は、今回検出した車体加速度ＧＢｎ
と前回までのフィルタ４７ｂの出力である車体加速度Ｇ
ＢＰｎ−１とにより、現在のスリップ率Ｓ及び加速状態
に応じて算出される。The filter 47b determines, for example, in three stages how far in time the reference torque TO calculated by the reference torque calculating section 47c is calculated based on the vehicle body acceleration GB. The vehicle body acceleration GBI' is the vehicle body acceleration GBn detected this time.
and the vehicle body acceleration G which is the output of the filter 47b until the previous time.
BPn-1 is calculated according to the current slip ratio S and acceleration state.

例えば、現在車両の加速度が増加している際にそのスリ
ップ率Ｓが第１５図の範囲「１」で示す状態にある場合
には、素早く「２」の状態へと移行させるため、車体加
速度ＧＢＦは、前回のフィルタ４７ｂの出力であるＧ　
Ｂｒ’ｎ−１と今回検出のＧＢｎとを同じ重み付けで平
均して最新の車体加速度ＧＢＰとして下式（１）により
算出される。For example, if the slip ratio S is currently in the state shown in the range "1" in FIG. 15 while the acceleration of the vehicle is increasing, in order to quickly shift to the state "2", the vehicle body acceleration GBF is the output of the previous filter 47b, G
The latest vehicle acceleration GBP is calculated by averaging Br'n-1 and the currently detected GBn with the same weighting using the following equation (1).

ＧＢＰｎ＝　　（ＧＢｎ十ＧＢＦｎ　−１）　　／２　
　　　−　　（１）また、例えば現在車両の加速．度が
減少している際にそのスリップ率ＳがＳ＞Ｓｌで第１５
図で示す範囲「２」→「３」に移行するような場合には
、可能な限り「２」の状態を維持させるため、車体加速
度ＧＢＦは、前回のフィルタ４７ｂの出力Ｇ　ＢＦｎ−
１に近い値を有する車体加速度Ｇ　ＢＦｎとして下式（
２）により算出される。GBPn= (GBn + GBFn -1) /2
- (1) Also, for example, the current acceleration of the vehicle. When the slip rate S is decreasing, S>Sl and the 15th
In the case of transition from the range "2" to "3" shown in the figure, in order to maintain the state "2" as much as possible, the vehicle body acceleration GBF is changed from the previous output GBFn- of the filter 47b.
The following formula (
2).

ＧＢＰｎ　　−　　（ＧＢｎ＋７　ＧＢＰｎ　−１）　
　／　８　　−　　（２）さらに、例えば現在車両の加
速度が減少している際にそのスリップ率ＳがＳ≦８１で
第１５図で示す「２」→「１」に移行したような場合に
は、可能な限り範囲「２」の状態に戻すため、車体加速
度ＧＢＰは、前回のフィルタ４７ｂの出力Ｇ　ＢＦｎ−
１に更に重みが置かれて、上記式（２）で算出するとき
に比べ、前回算出の車体加速度Ｇ　ＢＰｎ−１に近い値
を有する車体加速度Ｇ　ＢＰｎとして下式（３）により
算出される。GBPn − (GBn+7 GBPn −1)
/ 8 - (2) Furthermore, for example, when the acceleration of the vehicle is currently decreasing and the slip ratio S changes from "2" to "1" as shown in FIG. 15 because S≦81, In order to return to the state in the range "2" as much as possible, the vehicle body acceleration GBP is changed to the previous output GBFn- of the filter 47b.
1 is further weighted, and the vehicle body acceleration G BPn is calculated using the following formula (3) having a value closer to the previously calculated vehicle body acceleration G BPn-1 compared to when calculating using the above formula (2).

ＧＢＦｎ　　＝　　（ＧＢｎ＋１５ＧＢＦｎ−１）／１
Ｂ　　　・＝　　（３）次に、上記基準トルク演算部４
７により算出された基準トルクＴＧは、減算部４８に出
力される。GBFn = (GBn+15GBFn-1)/1
B ・= (3) Next, the reference torque calculation section 4
The reference torque TG calculated in step 7 is output to the subtraction section 48.

この減算部４８は、上記基準トルク演算部４７より得ら
れる基準トルクＴＧから前記ＴＳｎ演算部４５にて算出
された積分型補正トルクＴＳｎを減算するもので、その
減算データはさらに減算部４９に送られる。この減算部
４９は、上記減算部４８から得られた減算データからさ
らに前記ＴＰｎ演算部４６にて算出された比例型補正ト
ルクＴ　Ｐ　ｎを減算するもので、その減算データは駆
動輪ＷＦＲ，　ＷＰＬを駆動する車軸トルクの目標トル
クＴφとしてスイッチＳ１を介しエンジントルク変換部
５００に送られる。つまり、 Ｔφ一ＴＧ　−ＴＳｎ−ＴＰｎとされる。This subtraction section 48 subtracts the integral correction torque TSn calculated by the TSn calculation section 45 from the reference torque TG obtained from the reference torque calculation section 47, and the subtraction data is further sent to the subtraction section 49. It will be done. This subtraction unit 49 further subtracts the proportional correction torque T P n calculated by the TPn calculation unit 46 from the subtraction data obtained from the subtraction unit 48, and the subtraction data is applied to the driving wheels WFR, WPL. It is sent to the engine torque converter 500 via the switch S1 as the target torque Tφ of the axle torque that drives the axle torque. In other words, Tφ - TG - TSn - TPn.

このエンジントルク変換部５００は、上記減算部４９か
らスイッチＳ１を介して与えられた駆動輪ＷＰＲ，　Ｗ
ＰＬに対する目標トルクＴφを、エンジン１６と上記駆
勤輪車軸との間の総ギア比で除算して目標エンジントル
クＴｌに換算している。この目標エンジントルクＴｌは
トルコン応答遅れ補正部５０１に出力される。このトル
コン応答遅れ補正部５０１はトルクコンバータ（図示し
ない）の応答遅れに応じて上記エンジントルクＴｌを補
正して目標エンジントルクＴ２を出力する。この目標エ
ンジントルクＴ２はＴ／Ｍ（｝ランスミッション）フリ
クション補正部５０２に出力される。This engine torque conversion section 500 converts the drive wheels WPR, W given from the subtraction section 49 via the switch S1.
The target torque Tφ for PL is divided by the total gear ratio between the engine 16 and the driving wheel axle to convert it into a target engine torque Tl. This target engine torque Tl is output to the torque converter response delay correction section 501. The torque converter response delay correction section 501 corrects the engine torque Tl according to the response delay of a torque converter (not shown) and outputs a target engine torque T2. This target engine torque T2 is output to the T/M (transmission) friction correction section 502.

このＴ／Ｍフリクション補正部５０２において、上記目
標エンジントルクＴ２にトランスミッションでのフリク
ションによるエンジントルクの損失分が加算されて、目
標エンジントルクＴ３とされる。この目標エンジントル
クＴ３は外部負荷補正部５０３に出力される。この外部
負荷補正部５０３において、上記目標エンジントルクＴ
３にエアコン等の電気負荷によるエンジントルクの損出
分が加算されて目標エンジントルクＴ４が算出される。In this T/M friction correction section 502, an engine torque loss due to friction in the transmission is added to the target engine torque T2 to obtain a target engine torque T3. This target engine torque T3 is output to external load correction section 503. In this external load correction section 503, the target engine torque T
The target engine torque T4 is calculated by adding the loss of engine torque due to electrical loads such as air conditioners to T3.

この目標エンジントルクＴ４は大気条件補正部５０４に
出力される。この大気条件補正部５０４において、大気
条件、つまり大気圧ＡＰにより上記目標エンジントルク
Ｔ４が補正されて目標エンジントルクＴ５とされる。さ
らに、上記目標エンジントルクＴ５は運転条件補正部５
０５に出力される。この運転条件補正部５０５において
、上記目標エンジントルクＴ５がエンジンの運転状態、
例えばエンジン冷却水温ＷＴに応じて補正されて目標エ
ンジントルクＴ８が下限値設定部５０６に出力される。This target engine torque T4 is output to the atmospheric condition correction section 504. In the atmospheric condition correction section 504, the target engine torque T4 is corrected to a target engine torque T5 based on atmospheric conditions, that is, atmospheric pressure AP. Further, the target engine torque T5 is determined by the operating condition correction section 5.
It is output on 05. In this operating condition correction section 505, the target engine torque T5 is determined based on the operating condition of the engine.
For example, the target engine torque T8 is corrected according to the engine coolant temperature WT and output to the lower limit value setting section 506.

この下限値設定部５０６は上記目標エンジントルクＴ６
の下限値を、例えば第１６図及び第１７図に示すように
、トラクションコントロール開始からの経過時間ｔある
いは車体速度ＶＢに応じて変化する下限値Ｔ　１１ａ＋
により制限して、目標エンジントルクＴ７として目標空
気量算出部５０７に出力する。この目標空気量算出部５
０７において、目標エンジントルクＴ７を出力するため
のエンジン１回転当りの目標空気量（質量）Ａ／Ｎｍが
算出される。ここで、目標空気量（質１１）として「質
量」をカッコ書きにした意味は、ある量の燃料を燃焼さ
せるために必要な吸入空気量は質量を基準として考えて
いるからである。また、目標空気量（体積）という表現
を明細書中で使用しているが、スロットル弁で制御され
るのは吸入空気量の質量ではなく、体積であるからであ
る。This lower limit value setting section 506 sets the target engine torque T6.
For example, as shown in FIGS. 16 and 17, the lower limit value T11a+ changes depending on the elapsed time t from the start of traction control or the vehicle speed VB.
is outputted to the target air amount calculation unit 507 as the target engine torque T7. This target air amount calculation section 5
At step 07, a target air amount (mass) A/Nm per engine rotation for outputting the target engine torque T7 is calculated. Here, the reason why "mass" is placed in parentheses as the target air amount (quality 11) is that the amount of intake air required to burn a certain amount of fuel is considered based on mass. Further, although the expression "target air amount (volume)" is used in the specification, this is because it is the volume of the intake air amount that is controlled by the throttle valve, not the mass.

目標空気量算出部５０７は上記エンジン１６において上
記目標エンジントルクＴ７を出力するためのエンジン１
回転当りの目標空気量（質量）Ａ　／　Ｎ　ｍを算出し
ているもので、この目標空気量Ａ　／　Ｎ　ＩＩｌはエ
ンジン回転速度Ｎｅと目標エンジントルクＴ７に基づき
第３４図の３次元マップが参照されて目標空気量（質量
）Ａ／Ｎｏ＋が求められる。The target air amount calculation unit 507 is configured to calculate the engine 1 for outputting the target engine torque T7 in the engine 16.
It calculates the target air amount (mass) A/N m per rotation, and this target air amount A/N IIl is based on the engine rotation speed Ne and target engine torque T7, and the three-dimensional map in Fig. 34 is used as a reference. Then, the target air amount (mass) A/No+ is determined.

Ａ／Ｎｎ　−ｆ’　　［Ｎｅ　，　　Ｔ７　］ここで％
　Ａ　／　Ｎ　ａはエンジン１回転当りの吸入空気量（
質量）であり、 ｆ　　［Ｎｅ，Ｔ７］はエンジン回転数ＮＯ，目標エン
ジントルクＴ７をパラメータとした３次元マップである
。A/Nn -f' [Ne, T7] where %
A/N a is the amount of intake air per engine revolution (
mass), and f [Ne, T7] is a three-dimensional map with engine rotation speed NO and target engine torque T7 as parameters.

さらに、上記目標空気量算出部５０７において、下式に
より上記目標空気量（質量）Ａ／Ｎｏ＋が吸気温度ＡＴ
及び大気圧ＡＰにより補正されて標準大気状態での目標
空気量（体積）Ａ／Ｎｖに換算される。Further, in the target air amount calculation unit 507, the target air amount (mass) A/No+ is calculated from the intake air temperature AT by the following formula.
It is corrected by the atmospheric pressure AP and converted into the target air amount (volume) A/Nv under standard atmospheric conditions.

Ａ／Ｎｖ　−　（Ａ／Ｎｏ＋　）　／　（Ｋｔ　　（Ａ
Ｔ）零　　Ｋｐ（ＡＰ）） ここで、Ａ／Ｎｖはエンジン１回転当りの吸入空気瓜（
体積）　、Ｋｔは吸気温度（　ＡＴ）をパラメータとし
た密度捕正係数（第３６図参照）、Ｋｐは大気圧（ＡＰ
）をパラメータとした密度補正係数（第３７図参照）で
ある。A/Nv − (A/No+) / (Kt (A
T) zero Kp (AP)) Here, A/Nv is the intake air per revolution of the engine (
volume), Kt is the density correction coefficient with the intake air temperature (AT) as a parameter (see Figure 36), and Kp is the atmospheric pressure (AP).
) is the density correction coefficient (see FIG. 37).

上記目標空気量Ａ／Ｎｖ（体積）は目標空気量補正部５
０８に送られて、吸気温による補正が行われて、目標空
気量Ａ／ＮＯが下式により算出される。The target air amount A/Nv (volume) is determined by the target air amount correction section 5.
08, correction is performed based on the intake air temperature, and the target air amount A/NO is calculated using the following formula.

Ａ／Ｎｏ　＝Ａ／Ｎｖ　＊　Ｋａ　’　　（ＡＴ）ここ
で、Ａ／ＮＯは補正後の目標空気量、Ａ　／　Ｎ　ｖは
補正前の目標空気量、Ｋａ’　は吸気温度（　ＡＴ）に
よる補正係数（第３８図参照）である。A/No = A/Nv * Ka' (AT) where A/NO is the target air volume after correction, A/N v is the target air volume before correction, and Ka' is the correction coefficient based on intake air temperature (AT). (See Figure 38).

上記補正は次のような理由により行われる。即ち、吸気
温度によりエンジンへの空気の吸入効率は変化するが、
吸気温度ＡＴがエンジンの燃焼室壁温ＣＴより低い場合
には、吸入された空気はエンジンの燃焼室に送り込まれ
ると膨脹するので、吸入効率が低下する。一方、吸気温
度ＡＴがエンジンの燃焼室壁温ＣＴより高い場合には、
吸入された空気はエンジンの燃焼室に送り込まれると収
縮するので、吸入効率は上昇する。このため、吸気温度
ＡＴが低い場合には、燃焼室において吸入空気が膨脹す
ることを考慮して、目標空気量（体積）に補正係数Ｋａ
’を乗算することにより大きめに補正しておいて、吸入
効率の低下による制御の精度低下を補い、吸気温度ＡＴ
が高い場合には、燃焼室において、吸入空気が収縮する
ことを考慮して、目標空気回（体積）に補正係数Ｋａ′
を乗算して少なめに補正して、吸入効率の上昇による制
御の精度低下を防いでいる。つまり、第３８図に示すよ
うに、標準吸気温度ＡＴＯを境に吸気温度ＡＴが高い場
合には補正係数Ｋａ′は吸気温度ＡＴに応じて減少し、
標準吸気温度ＡＴＯを境に吸気温度ＡＴが低い場合には
補正係数Ｋａ’は吸気温度ＡＴに応じて増大するように
設定されている。The above correction is performed for the following reasons. In other words, although the efficiency of air intake into the engine changes depending on the intake air temperature,
When the intake air temperature AT is lower than the combustion chamber wall temperature CT of the engine, the intake air expands when sent into the combustion chamber of the engine, resulting in a decrease in intake efficiency. On the other hand, when the intake air temperature AT is higher than the engine combustion chamber wall temperature CT,
The intake air contracts when it is sent into the combustion chamber of the engine, increasing intake efficiency. Therefore, when the intake air temperature AT is low, a correction coefficient Ka is added to the target air amount (volume) in consideration of the expansion of the intake air in the combustion chamber.
' to compensate for the decrease in control accuracy due to the decrease in intake efficiency, and
is high, a correction coefficient Ka′ is added to the target air circulation (volume) in consideration of the contraction of intake air in the combustion chamber.
is multiplied to make a small correction to prevent a decrease in control accuracy due to an increase in suction efficiency. In other words, as shown in FIG. 38, when the intake air temperature AT is higher than the standard intake air temperature ATO, the correction coefficient Ka' decreases in accordance with the intake air temperature AT.
When the intake air temperature AT is lower than the standard intake air temperature ATO, the correction coefficient Ka' is set to increase in accordance with the intake air temperature AT.

上記目標空気ｍＡ／ＮＯは等価目標スロットル開度算出
部５０９に送られ、第３９図の３次元マップが参照され
てエンジン回転速度Ｎｅと目標空気ＨＡ／Ｎｏに対する
等価目標スロットル開度ｅｂが求められる。この等価目
標スロットル開度ｅｂはスロットル弁が１つの場合に上
記目標空気ｆｆｉＡ／ＮＯを達成するためのスロットル
弁開度である。さらに、等価目標スロットル開度ｅｂは
減算部５１０に送られ、ｅｂ補正部５１１で算出された
バイパス通路５２ｂ，５２ｃを介する空気量に相当する
開度Δ４９１が減算されて、等価目標スロットル開度θ
ｈとされる。上記ｅｂ補正部５１１は第１図（Ｂ）に示
すようにバイパス通路５２ｂ，５２ｃがある場合に、バ
イパス通路５２ｂ，５２ｃを介する空気量に相当する開
度Δ１９１を算出し、上記等価目標スロットル開度ｅｂ
から減算している。つまり、このｅｂ補正部５１１には
上記エンジン冷却水温ＷＴ及び上記Ｉ　ＳＣ５２　Ｉか
ら上記ステップ数Ｓｌｍが入力される。The target air mA/NO is sent to the equivalent target throttle opening calculating section 509, and the three-dimensional map shown in FIG. 39 is referred to to calculate the equivalent target throttle opening eb for the engine rotational speed Ne and the target air HA/No. . This equivalent target throttle opening eb is the throttle valve opening for achieving the target air ffiA/NO when there is only one throttle valve. Furthermore, the equivalent target throttle opening eb is sent to the subtraction unit 510, where the opening Δ491 corresponding to the air amount via the bypass passages 52b and 52c calculated by the eb correction unit 511 is subtracted, and the equivalent target throttle opening θ is
h. When the bypass passages 52b and 52c are present as shown in FIG. 1(B), the eb correction unit 511 calculates the opening degree Δ191 corresponding to the amount of air passing through the bypass passages 52b and 52c, and adjusts the equivalent target throttle opening. degree eb
It is subtracted from. That is, the step number Slm is input to the eb correction unit 511 from the engine coolant temperature WT and the ISC52I.

また、この等価目標スロットル開度ｅｈは目標スロット
ル開度算出部５１２に送られて主スロットル弁ＴＨｌｇ
のスロットル開度ｅｌに第４０図に示すマップに記憶さ
れる補正係数Ｋが乗算されることにより副スロットル弁
ＴＨｓのスロットル開度ｅ２が算出される。Further, this equivalent target throttle opening eh is sent to the target throttle opening calculating section 512, and the main throttle valve THlg
The throttle opening e2 of the sub-throttle valve THs is calculated by multiplying the throttle opening el by the correction coefficient K stored in the map shown in FIG.

一方、上記目標空気量補正部５０８から出力される補正
された目標空気量Ａ／ＮＯは減算部５１３にも送られる
。この減算部５１３は上記目標空気量Ａ　／　Ｎ　Ｏと
エアフローセンサにより所定のサンプリング時間毎に検
出される実際の吸入空気ｆｆｌＡ／Ｎとの偏差ΔＡ／Ｎ
を算出するもので、この目標空気ｆｌＡ／Ｎｏと実空気
量Ａ／Ｎとの偏差ΔＡ／ＮはＰＩＤ制御部５１４に送ら
れる。このＰＩＤ制御部５０７は、上記偏差ΔＡ／Ｎに
相当する副スロットル弁ＴＨｓの開度補正量Δｅ２を算
出するもので、この副スロットル弁開度補正量Δｅ２は
加算部５１５に送られる。On the other hand, the corrected target air amount A/NO outputted from the target air amount correction section 508 is also sent to the subtraction section 513. This subtraction unit 513 calculates the deviation ΔA/N between the target air amount A/N O and the actual intake air fflA/N detected at each predetermined sampling time by the air flow sensor.
The deviation ΔA/N between the target air flA/No and the actual air amount A/N is sent to the PID control unit 514. This PID control unit 507 calculates an opening correction amount Δe2 of the sub-throttle valve THs corresponding to the deviation ΔA/N, and this sub-throttle valve opening correction amount Δe2 is sent to an adding unit 515.

ここで、上記Ｐ　Ｉ　Ｄ’制御部５１４により得られる
副スロットル弁開度補正量Δｅ２は、比例制御による開
度補正量Δｅｐ１積分制御による開度補正瓜ΔｅＩ１微
分制御による開度補正量Δｅｄを加算したものである。Here, the auxiliary throttle valve opening correction amount Δe2 obtained by the PID' control unit 514 is obtained by adding the opening correction amount Δep1 by proportional control, the opening correction amount ΔeI1 by integral control, and the opening correction amount Δed by differential control. This is what I did.

Ａｅ２　−Δｅｐ　＋Δｅｔ　＋ΔθｄΔｅｐ　−Ｋｐ
　（Ｎｅ　）＊　Ｋｔｈ　（Ｎｅ　）＊ΔＡ／ＮΔｅｌ
　＝Ｋ１　　（Ｎｅ　）＊　Ｋｔｈ（Ｎｅ　）＊Σ（Δ
Ａ／Ｎ） Δ　θ　ｄ−Ｋｄ（Ｎｃ）　　　本　　Ｋｔｈ（Ｎ　　
ｏ　　）＊　｛ΔＡ／Ｎ一ΔＡ／Ｎｏｌｄｌ ここで、各係数Ｋｐ，Ｋｉ　，Ｋｄは、それぞれエンジ
ン回転速度Ｎｏをパラメータとした比例ゲイン（第４０
図参照）、積分ゲイン（第４１図参照）　微分ゲイン（
第４２図参照）であり、ＫＬｈはエンジン回転速度Ｎｅ
をパラメータとしたΔＡ／Ｎ→Δｅ変換ゲイン（第４３
図参照）、ΔＡ／Ｎは目標空気ｍＡ／Ｎｏと実際の空気
ユＡ／Ｎとの偏差、ΔＡ　／　Ｎ　Ｏｌｄは１回前のサ
ンプリングタイミングでのΔＡ／Ｎである。Ae2 −Δep +Δet +ΔθdΔep −Kp
(Ne)*Kth (Ne)*ΔA/NΔel
=K1(Ne)*Kth(Ne)*Σ(Δ
A/N) Δ θ d-Kd(Nc) Book Kth(N
o) * {ΔA/N−ΔA/Noldl Here, each coefficient Kp, Ki, Kd is a proportional gain (40th
(see figure), integral gain (see figure 41), differential gain (see figure 41),
(see Fig. 42), and KLh is the engine rotation speed Ne
ΔA/N → Δe conversion gain (43rd
), ΔA/N is the deviation between the target air mA/No and the actual air unit A/N, and ΔA/N Old is ΔA/N at the previous sampling timing.

上記加算部５１５は、上記開度補正部５１０で補正され
た目標スロットル開度ｅ２と上記ＰＩＤ制御部５１４で
算出された副スロットル弁開度補正童Δｅ２とを加算し
、フィードバック補正された目標開度ｅｒが算出される
。この目標開度ｅ『は副スロットル弁開度信号θＳとし
てモータ駆動回路５２に送られる。そして、このモータ
駆動回路５２は上記スロットルポジションセンサＴＰＳ
２により検出される副スロットル弁ＴＨｓの開度ｅ２が
副スロットル弁開度信号ｅｓに相当する開度と等しくな
るようにモータ５２ｎ＋の回転を制御している。The addition unit 515 adds the target throttle opening e2 corrected by the opening correction unit 510 and the sub-throttle valve opening correction value Δe2 calculated by the PID control unit 514, and The degree er is calculated. This target opening e' is sent to the motor drive circuit 52 as a sub-throttle valve opening signal θS. This motor drive circuit 52 is connected to the throttle position sensor TPS.
The rotation of the motor 52n+ is controlled so that the opening e2 of the sub-throttle valve THs detected by the sub-throttle valve THs becomes equal to the opening corresponding to the sub-throttle valve opening signal es.

ところで、従動輪の車輪速度ＶＲＲ，　ＶＲＬは求心加
速度演算部５３に送られて、旋回度を判断するために、
求心加速度ＧＹ’が求められる。この求心加速度ＧＹ’
　は求心加速度補正部５４に送られて、求心加速度ＧＹ
’が車速に応じて補正される。By the way, the wheel speeds VRR and VRL of the driven wheels are sent to the centripetal acceleration calculating section 53, and in order to judge the turning degree,
The centripetal acceleration GY' is determined. This centripetal acceleration GY'
is sent to the centripetal acceleration correction section 54, and the centripetal acceleration GY
' is corrected according to the vehicle speed.

つまり、ＧＹ−Ｋｖ　−（；Ｙ’　とされる。ここで、
Ｋｖは第７図乃至第１２図に示すように車体速度ＶＢに
応じせて変化する係数である。In other words, GY-Kv-(;Y'. Here,
Kv is a coefficient that changes depending on the vehicle speed VB, as shown in FIGS. 7 to 12.

上記高車速選択部３７から出力される大きい方の従動輪
車輪速度が減算部５５において駆動輪の車輪速度ＶＦＲ
から減算される。さらに、上記高車速選択部３７から出
力される大きい方の従動輪車輪速度が減算部５６におい
て駆動輪の車輪速度ＶＩ’Ｌから減算される。The wheel speed of the larger driven wheel outputted from the high vehicle speed selection section 37 is determined by the subtraction section 55 as the wheel speed VFR of the driving wheel.
is subtracted from. Furthermore, the higher driven wheel speed output from the high vehicle speed selection section 37 is subtracted from the driving wheel speed VI'L by a subtraction section 56.

上記減算部５５の出力は乗算部５７においてＫＢ倍（０
＜ＫＩ３＜１）され、上記減算部５６の出力は乗算部５
８において（１−ＫＢ）倍された後、加算部５９におい
て加算されて右側駆動輪のスリップＨＤＶＦＲとされる
。また同時に、上記減算部５．６の出力は乗算部６０に
おいてＫＢ倍され、上記減算部５５の出力は乗算部６１
において（１−ＫＢ）倍された後加算部６２において加
算されて左側の駆動輪のスリップ量ＤＶＦＬとされる。The output of the subtraction unit 55 is multiplied by KB (0
<KI3<1), and the output of the subtractor 56 is sent to the multiplier 5.
8 is multiplied by (1-KB), and then added in an adding section 59 to obtain the slip HDVFR of the right drive wheel. At the same time, the output of the subtraction section 5.6 is multiplied by KB in the multiplication section 60, and the output of the subtraction section 55 is multiplied by KB in the multiplication section 60.
is multiplied by (1-KB) and then added in the adding section 62 to obtain the slip amount DVFL of the left drive wheel.

上記変数ＫＢは第１３図に示すようにトラクションコン
トロールの制御開始からの経過時間に応じて変化するも
ので、トラクションコントロールの制御開始時にはｒＯ
．５　Ｊとされ、トラクションコントロールの制御が進
むに従って、ｒｏ．８　Ｊに近付くように設定されてい
る。As shown in Fig. 13, the variable KB changes according to the elapsed time from the start of traction control, and when the traction control starts, rO
．． 5 J, and as the traction control progresses, ro. It is set to approach 8 J.

上記右側駆動輪のスリップｆｆｉ　Ｄ　Ｖ　ＦＲは微分
部６３において微分されてその時間的変化量、つまりス
リップ加速度ＧＦＲが算出されると共に、上記左側駆動
輪のスリップ量ＤＶＦＬは微分部６４において微分され
てその時間的変化量、つまりスリップ加速度ＧＰＬが算
出される。そして、上記スリップ加速度ＧＰＲはブレー
キ液圧変化ｊｉｌ（ΔＰ）算出部６５に送られて、第１
４図に示すＧＰＲ（ＧＰＬ）　−ΔＰ変換マップが参照
されてスリップ加速度ＧＦＲを抑制するためのブレーキ
液圧の変化量ΔＰが求められる。このブレーキ液圧の変
化量ΔＰは、上記開始／終了判定部５０により開閉制御
されるスイッチＳ２を介してΔＰ−Ｔ変換部６７に送ら
れて第１図（Ａ）におけるインレットバルブ１７１及び
アウトレットバルブ１７ｏの開時間Ｔが算出される。ま
た、同様に、スリップ加速度ＧＰＬはブレーキ液圧変化
量（ΔＰ）算出部６６に送られて、第１４図に示すＧＦ
Ｒ（ＧＰＬ）一ΔＰ変換マップが参照されて、スリップ
加速度ＧＰＬを抑制するためのブレーキ液圧の変化量Δ
Ｐが求められる。このブレーキ液圧の変化量ΔＰは上記
開始／終了判定部５０により開閉制御されるスイッチＳ
３を介してΔＰ−Ｔ変換部６８に送られて第１図（Ａ）
におけるインレットバルブ１８１及びアウトレットバル
ブ１８ｏの開時間Ｔが算出される。そして、上記のよう
にして算出されたインレットバルブ１７ｉ，１８ｉ及び
アウトレットバルブ１７０，１８ｏの開時間だけバルブ
が開制御されて、右駆動輪ＷＦＲ及び左駆動輪ＷＰＬに
ブレーキが掛けられる。The slip ffi DV FR of the right drive wheel is differentiated in a differentiator 63 to calculate the amount of change over time, that is, the slip acceleration GFR, and the slip amount DVFL of the left drive wheel is differentiated in a differentiator 64. The amount of change over time, that is, the slip acceleration GPL is calculated. Then, the slip acceleration GPR is sent to the brake fluid pressure change jil (ΔP) calculation unit 65, and the first
With reference to the GPR (GPL) - ΔP conversion map shown in FIG. 4, the amount of change ΔP in brake fluid pressure for suppressing slip acceleration GFR is determined. This brake fluid pressure change amount ΔP is sent to the ΔP-T conversion unit 67 via the switch S2, which is controlled to open and close by the start/end determination unit 50, and is sent to the inlet valve 171 and outlet valve in FIG. 1(A). The opening time T of 17o is calculated. Similarly, the slip acceleration GPL is sent to the brake fluid pressure change amount (ΔP) calculating section 66, and the slip acceleration GPL is sent to the brake fluid pressure change amount (ΔP) calculating section 66, and the slip acceleration GPL is
The R(GPL)-ΔP conversion map is referenced to determine the amount of change Δ in brake fluid pressure for suppressing slip acceleration GPL.
P is required. The amount of change ΔP in brake fluid pressure is determined by the switch S whose opening/closing is controlled by the start/end determining section 50.
3 to the ΔP-T converter 68 as shown in FIG. 1(A).
The opening time T of the inlet valve 181 and the outlet valve 18o is calculated. Then, the inlet valves 17i, 18i and outlet valves 170, 18o are controlled to open for the opening time calculated as described above, and the brakes are applied to the right drive wheel WFR and the left drive wheel WPL.

なお、上記スイッチ８１〜Ｓ３は連動して開始／終了判
定部５０により開閉されるものである。The switches 81 to S3 are opened and closed in conjunction with each other by the start/end determining section 50.

ところで、上記減算部４１で算出されたスリップｆｆｉ
ＤＶ１　’　は微分部４１ａに送られて、スリップ量Ｄ
ＶＩ　’の時間的変化率ΔＤＶｉ　’が算出される。上
記スリップｆｆｉＤＶｉ　’　、その時間的変化率ΔＤ
Ｖｉ’、上記副スロットル弁ＴＨｓの開度θ２、図示し
ないトルクセンサにより検出されるエンジン１６の出力
トルクＴｅは開始／終了判定部５０に出力される。この
開始／終了判定部５０は上記スリップ量ＤＶｔ　’　　
その時間的変化率ΔＤＶｉ　’　、エンジントルクＴｅ
が、いずれもそれぞれの基準値以上になった場合には、
上記スイッチＳＬ−Ｓ３を閉成して制御を開始し、副ス
ロットル弁ＴＨｓの開度θ２が所定の基準値より大きく
なるか、またはＤＶ’が所定の基準値（上記基準値とは
異なる）より小さくなったときに、上記スイッチ８１〜
Ｓ３を開成して制御を終了している。By the way, the slip ffi calculated by the subtraction unit 41
DV1' is sent to the differentiator 41a, and the slip amount D
A temporal change rate ΔDVi' of VI' is calculated. The above slip ffiDVi', its temporal change rate ΔD
Vi', the opening degree θ2 of the sub-throttle valve THs, and the output torque Te of the engine 16 detected by a torque sensor (not shown) are output to the start/end determining section 50. This start/end determination section 50 determines the slip amount DVt'.
Its temporal rate of change ΔDVi', engine torque Te
However, if both of them exceed their respective standard values,
The switch SL-S3 is closed to start control, and the opening degree θ2 of the sub-throttle valve THs becomes larger than a predetermined reference value, or DV' becomes larger than a predetermined reference value (different from the above reference value). When the size becomes smaller, the above switches 81~
The control is ended by opening S3.

なお、第１４図において、旋回時にブレーキを掛ける場
合には、内輪側の駆動輪のブレーキを強化するために、
旋回時の内輪側の変換値は破線ａで示すようになってい
る。In addition, in Fig. 14, when applying the brakes when turning, in order to strengthen the brakes on the inner drive wheels,
The converted value on the inner wheel side during a turn is shown by a broken line a.

次に、上記のように構成された本発明の一実施例に係わ
る車両のエンジン出力制御方法の動作について説明する
。第１図及び第２図において、車輪速度センサ１３．１
４から出力される従動輪（後輪）の車輪速度は高車速選
択部３６，低車速選択部３７，求心加速度演算部５３に
入力される。Next, the operation of the vehicle engine output control method according to an embodiment of the present invention configured as described above will be described. In Figures 1 and 2, wheel speed sensor 13.1
The wheel speed of the driven wheel (rear wheel) output from 4 is input to the high vehicle speed selection section 36, the low vehicle speed selection section 37, and the centripetal acceleration calculation section 53.

上記低車速選択部３６においては従動輪の左右輪のうち
小さい方の車輪速度が選択され、上記高車速選択部３７
においては従動輪の左右輪のうち大きい方の車輪速度が
選択される。通常の直線走行時において、左右の従動輪
の車輪速度が同一速度である場合には、低車速選択部３
６及び高車速選択部３７からは同じ車輪速度が選択され
る。また、求心加速度演算部５３においては左右の従動
輪の車輪速度が入力されており、その左右の従動輪の車
輪速度から車両が旋回している場合の旋回度、つまりど
の程度急な旋回を行なっているかの度合いが算出される
。In the low vehicle speed selection section 36, the smaller wheel speed of the left and right driven wheels is selected, and the high vehicle speed selection section 37
In , the wheel speed of the larger one of the left and right driven wheels is selected. When the wheel speeds of the left and right driven wheels are the same during normal straight-line driving, the low vehicle speed selection section 3
The same wheel speed is selected from 6 and the high vehicle speed selection section 37. In addition, the wheel speeds of the left and right driven wheels are input to the centripetal acceleration calculation unit 53, and the turning angle when the vehicle is turning, that is, how steep the turn is, is determined from the wheel speeds of the left and right driven wheels. The degree to which the

以下、求心加速度演算部５３においてどのように求心加
速度が算出されるかについて説明する。Hereinafter, how the centripetal acceleration is calculated in the centripetal acceleration calculating section 53 will be explained.

前輪駆動車では後輪が従動輪であるため、駆動によるス
リップに関係なくその位置での車体速度を車輪速度セン
サにより検出できるので、アツカーマンジオメトリを利
用することができる。つまり、定常旋回においては求心
加速度ＧＹ’はＧＹ’ｍｖ／ｒ　　　　　　　　　　・
・・（４）（Ｖ一車速，ｒ一旋回半径）として算出され
る。In a front-wheel drive vehicle, since the rear wheels are driven wheels, the vehicle speed at that position can be detected by the wheel speed sensor regardless of slip caused by the drive, so Atskerman geometry can be used. In other words, in a steady turn, the centripetal acceleration GY' is GY'mv/r ・
...It is calculated as (4) (V - vehicle speed, r - turning radius).

例えば、第１９図に示すように車両が右に旋回している
場合において、旋回の中心をＭｏとし、旋回の中心Ｍｏ
から内輪側（　Ｗ　ＲＲ）までの距離をｒｌとし、トレ
ッドをΔ『とし、内輪側（　Ｗ　ＲＲ）の車輪速度をｖ
１とし、外輪側（　Ｗ　ＲＬ）の車輪速度をｖ２とした
場合に、 ｖ２／ｖｌ−（Δｒ＋ｒｌ　）／ｒｌ　　−・−　（５
）とされる。For example, when the vehicle is turning to the right as shown in FIG. 19, the center of turning is Mo, and the center of turning Mo
The distance from
1 and the wheel speed on the outer wheel side (W RL) is v2, then v2/vl-(Δr+rl)/rl -・- (5
).

そして、上記（５）式を変形して １／ｒｌ　”　（ｖ２　−ｖｌ　）／Δｒｅｖｌ・・・
（６） とされる。そして、内輪側を基準とすると求心加速度Ｇ
Ｙ’は ＧＹ’　−ｖｌ　　／ｒｌ ＝ｖｌ　　　（ｖ２−ｖｌ）／Δ『＠ｖ１−ｖｌ　　　
（ｖ２−ｖｌ）／Δｒ−Ｃ７）として算出される。Then, by transforming the above equation (5), 1/rl ” (v2 −vl )/Δrevl...
(6) It is said that. And, if the inner ring side is the reference, the centripetal acceleration G
Y' is GY' -vl /rl =vl (v2-vl)/Δ'@v1-vl
(v2-vl)/Δr-C7).

つまり、上記（７）式により求心加速度ＧＹ’が算出さ
れる。ところで、旋回時には内輪側の車輪速度ｖｌは外
輪側の車輪速度ｖ２より小さいため、内輪側の車輪速度
ｖ１を用いて求心加速度ＧＹ′を算出しているので、求
心加速度ＧＹ’は実際より小さく算出される。従って、
重み付け部３３で乗算される係数ＫＧは求心加速度ＧＹ
’が小さく見積もられるために、小さく見積もられる。That is, the centripetal acceleration GY' is calculated by the above equation (7). By the way, when turning, the inner wheel speed vl is smaller than the outer wheel speed v2, so the inner wheel speed v1 is used to calculate the centripetal acceleration GY', so the centripetal acceleration GY' is calculated to be smaller than the actual one. be done. Therefore,
The coefficient KG multiplied by the weighting unit 33 is the centripetal acceleration GY
' is estimated to be small, so it is estimated to be small.

従って、駆動輪速度ＶＦが小さく見積もられるために、
スリップ量ＤＶ’　　（ＶＦ−ＶΦ）も小さく見積もら
れる。これにより、目標トルクＴΦが大きく見積もられ
るために、目標エンジントルクが大きく見積もられるこ
とにより、旋回時にも充分な駆動力を与えるようにして
いる。Therefore, since the driving wheel speed VF is estimated to be small,
The slip amount DV' (VF-VΦ) is also estimated to be small. As a result, since the target torque TΦ is estimated to be large, the target engine torque is also estimated to be large, thereby providing sufficient driving force even when turning.

ところで、極低速時の場合には、第１９図に示すように
、内輪側から旋回の中心ＭＯまでの距離はｒｌであるが
、速度が上がるに従ってアンダーステアする車両におい
ては、旋回の中心はＭに移行し、その距離はｒ（ｒ＞ｒ
ｌ）となっている。By the way, at extremely low speeds, the distance from the inner wheels to the turning center MO is rl, as shown in Figure 19, but in a vehicle that understeers as the speed increases, the turning center is at M. The distance is r(r>r
l).

このように速度が上がった場合でも、旋回半径をｒｌと
して計算しているために、上記第（７）式に基づいて算
出された求心加速度ＧＹ’　は実際よりも大きい値とし
て算出される。このため、求心加速度演算部５３におい
て算出された求心加速度ＧＹ’は求心加速度補正部５４
に送られて、高速では求心加速度ＧＹが小さくなるよう
に、求心加速度ＧＹ’　に第７図の係数Ｋｖが乗算され
る。この変数Ｋｖは車速に応じて小さくなるように設定
されており、第８図あるいは第９図に示すように設定し
ても良い。このようにして、求心加速度補正部５４より
補正された求心加速度ＧＹが出力される。Even when the speed increases in this way, since the turning radius is calculated using rl, the centripetal acceleration GY' calculated based on the above equation (7) is calculated as a larger value than the actual value. Therefore, the centripetal acceleration GY' calculated in the centripetal acceleration calculation section 53 is calculated by the centripetal acceleration correction section 54.
The centripetal acceleration GY' is multiplied by the coefficient Kv shown in FIG. 7 so that the centripetal acceleration GY becomes small at high speeds. This variable Kv is set to decrease according to the vehicle speed, and may be set as shown in FIG. 8 or 9. In this way, the centripetal acceleration correction unit 54 outputs the corrected centripetal acceleration GY.

一方、速度が上がるに従って、オーバステアする（ｒ＜
　ｒｌ　）車両においては、上記したアンダーステアす
る車両とは全く逆の補正が求心加速度補正部５４におい
て行われる。つまり、第１０図ないし第１２図のいずれ
かの変数Ｋｖが用いられて、車速が上がるに従って、上
記求心加速度演算部５３で算出された求心加速度ＧＹ’
を大きくなるように補正している。On the other hand, as the speed increases, oversteer occurs (r<
(rl) In the vehicle, the centripetal acceleration correction unit 54 performs a correction that is completely opposite to that of the above-mentioned understeered vehicle. In other words, as the vehicle speed increases, the centripetal acceleration GY' calculated by the centripetal acceleration calculating section 53 is
is corrected so that it becomes larger.

ところで、上記低車速選択部３６において選択された小
さい方の車輪速度は重み付部３８において第４図に示す
ように変数Ｋｒ倍され、高車速選択部３７において選択
された高車速は重み付け部３９において変数（１−Ｋｒ
）倍される。変数Ｋｒは求心加速度ＧＹが例えば０．９
ｇより大きくなるような旋回時に「１」となるようにさ
れ、求心加速度ＧＹが０，４ｇより小さくなると「０」
に設定される。By the way, the smaller wheel speed selected in the low vehicle speed selection section 36 is multiplied by a variable Kr in the weighting section 38 as shown in FIG. In the variable (1-Kr
) will be multiplied. The variable Kr is the centripetal acceleration GY of 0.9, for example.
It is set to "1" when the turning becomes larger than g, and becomes "0" when the centripetal acceleration GY becomes smaller than 0.4 g.
is set to

従って、求心加速度ＧＹが０．９　ｇより大きくなるよ
うな旋回に対しては、低車速選択部３６から出力される
従動輪のうち低車速の車輪速度、つまり選択時における
内輪側の車輪速度が選択される。Therefore, for a turn in which the centripetal acceleration GY is larger than 0.9 g, the wheel speed of the low vehicle speed among the driven wheels output from the low vehicle speed selection section 36, that is, the wheel speed of the inner wheel at the time of selection is selected.

そして、上記重み付け部３８及び３９から出力される車
輪速度は加算部４０において加算されて従動輪速度Ｖ　
］？とされ、さらに上記従動輪速度ＶＲは乗算部４０′
において（１＋α）倍されて目標駆動輪速度ＶΦとされ
る。Then, the wheel speeds outputted from the weighting sections 38 and 39 are added together in an adding section 40 to obtain the driven wheel speed V.
]? Further, the driven wheel speed VR is calculated by the multiplier 40'
is multiplied by (1+α) to obtain the target driving wheel speed VΦ.

また、駆動輪の車輪速度のうち大きい方の車輪速度が高
車速選択部３１において選択された後、重み付け部３３
において第３図に示すように変数ＫＧ倍される。さらに
、平均部３２において算出された駆動輪の平均車速（　
Ｖ　ＦＲ＋　Ｖ　ｐＬ）　／　２は重み付け部３４にお
いて、（１−ｍｌ）倍され、上記重み付け部３３の出力
と加算部３５において加算されて駆動輪速度ｖＦとされ
る。従って、求心加速度ＧＹが例えば０．１ｇ以上とな
ると、ＫＧ−１とされるため、高車速選択部３１から出
力される２つの駆動輪のうち大きい方の駆動輪の車輪速
度が出力されることになる。つまり、車両の旋回度が大
きくなって求心加速度ＧＹが例えば、０．９ｇ以上にな
ると、ｒＫＧ−Ｋｒ−ＩＪとなるために、駆動輪側は車
輪速度の大きい外輪側の車輪速度を駆動輪速度ｖＦとし
、従動輪側は車輪速度の小さい内輪側の車輪速度を従動
輪速度ＶＲとしているために、減算部４１で算出される
スリップ量ＤＶｉ’　　（−ＶＦ−ＶΦ）を大きく見積
もっている。従って、目標トルクＴΦは小さく見積もる
ために、エンジンの出力が低減されて、スリップ串Ｓを
低減させて第１８図に示すように横力Ａを上昇させるこ
とができ、旋回時のタイヤのグリップ力を上昇させて、
安全な旋回を行なうことができる。Further, after the higher wheel speed of the driving wheels is selected in the high vehicle speed selection section 31, the weighting section 33
In this case, the variable KG is multiplied as shown in FIG. Furthermore, the average vehicle speed (
V FR+ V pL) / 2 is multiplied by (1-ml) in the weighting section 34 and added to the output of the weighting section 33 and the adding section 35 to obtain the driving wheel speed vF. Therefore, when the centripetal acceleration GY becomes, for example, 0.1 g or more, it is set to KG-1, so that the wheel speed of the larger driving wheel of the two driving wheels outputted from the high vehicle speed selection section 31 is output. become. In other words, when the turning angle of the vehicle increases and the centripetal acceleration GY becomes, for example, 0.9 g or more, rKG - Kr - IJ is established, so the driving wheel side changes the wheel speed of the outer wheel side, which has a higher wheel speed, to the driving wheel speed. vF, and the driven wheel speed VR is the wheel speed of the inner wheel, which has a lower wheel speed, so the slip amount DVi' (-VF-VΦ) calculated by the subtraction unit 41 is estimated to be large. Therefore, in order to estimate the target torque TΦ to be small, the engine output is reduced, the slip skewer S is reduced, and the lateral force A can be increased as shown in FIG. raise the
Able to make safe turns.

上記スリップ量ＤＶ＋　　はスリップ量補正部４３にお
いて、求心加速度ＧＹが発生する旋回時のみ第５図に示
すようなスリップ補正量Ｖｇが加算されると共に、スリ
ップ量補正部４４において第６図に示すようなスリップ
，ｌＱＶｄが加算される。To the above-mentioned slip amount DV+, a slip correction amount Vg as shown in FIG. A slip, lQVd, is added.

例えば、直角に曲がるカーブの旋回を想定した場合に、
旋回の前半においては求心加速度ＧＹ及びその時間的変
化率ΔＧＹは正の値となるが、カーブの後半においては
求心加速度ＧＹの時間的変化率ΔＧＹは負の値となる。For example, if we assume a turn at a right angle,
In the first half of the turn, the centripetal acceleration GY and its rate of change over time ΔGY take positive values, but in the second half of the curve, the rate of change over time ΔGY of the centripetal acceleration GY takes a negative value.

従って、カーブの前半においては加算部４２において、
スリップｍＤＶｉ’　に第５図に示すスリップ補正量ｖ
ｇ（〉０）及び第６図に示すスリップ補正ｆｆｉＶｄ（
〉０）が加算されてスリップＱＤＶｉとされ、カーブの
後半においてはスリップ補正量Ｖｇ（〉０）及びスリッ
プ補正ｉＶｄ　（＜Ｏ）が加算されてスリップｉＤＶｉ
とされる。従って、旋回の後半におけるスリップｉＤＶ
ｉは旋回の前半におけるスリップ量ＤＶｉよりも小さく
見積もることにより、旋回の前半においてはエンジン出
力を低下させて横力を増大させ、旋回の後半においては
、前半よりもエンジン出力を回復させて車両の加速性を
向上させるようにしている。Therefore, in the first half of the curve, in the adding section 42,
The slip mDVi' is the slip correction amount v shown in FIG.
g(>0) and slip correction ffiVd(
〉0) is added to obtain slip QDVi, and in the latter half of the curve, slip correction amount Vg (〉0) and slip correction iVd (<O) are added to obtain slip iDVi.
It is said that Therefore, the slip iDV in the latter half of the turn
By estimating i to be smaller than the slip amount DVi in the first half of the turn, the engine output is reduced in the first half of the turn to increase the lateral force, and in the second half of the turn, the engine output is recovered compared to the first half to increase the vehicle's We are trying to improve acceleration.

このようにして、補正されたスリップｉ　Ｄ　Ｖ　ｉは
例えば１５１１１Ｓのサンプリング時間ＴでＴＳｎ演算
部４５に送られる。このＴＳｎ演算部４５内において、
スリップＱ　Ｄ　Ｖ　ｉが係数Ｋｌを乗算されながら積
分されて補正トルクＴＳｎが求められる。In this way, the corrected slip i D V i is sent to the TSn calculation unit 45 at a sampling time T of 15111S, for example. In this TSn calculation section 45,
The correction torque TSn is obtained by integrating the slip Q D V i while being multiplied by a coefficient Kl.

つまり、 ＴＳｎ　−ＧＫＪ　ΣＫｌ−ＤＶｉ　　（Ｋｌはスリッ
プｆｉ　Ｄ　Ｖ　ｉに応じて変化する係数である）とし
てスリップｍＤＶｉの補正によって求められた補正トル
ク、つまり積分型補正トルクＴＳｎが求められる。That is, the correction torque obtained by correcting the slip mDVi, that is, the integral correction torque TSn is obtained as TSn - GKJ ΣKl - DVi (Kl is a coefficient that changes depending on the slip fiDVi).

また、上記スリップｍＤＶＩはサンプリング時間Ｔ毎に
ＴＰｎ演算部４６に送られて、補正トルクＴＰｎが算出
される。つまり、 ＴＰｎ　＝ＧＫｐ　ＤＶ１　　−Ｋｐ　　（Ｋｐは係数
）としてスリップＲ　Ｄ　Ｖ　ｉにより補正された補正
トルク、つまり比例型補正トルクＴＰｎが求められる。Further, the slip mDVI is sent to the TPn calculating section 46 at every sampling time T, and the correction torque TPn is calculated. That is, the correction torque corrected by the slip R D Vi, that is, the proportional correction torque TPn is obtained as TPn = GKp DV1 - Kp (Kp is a coefficient).

また、上記係数乗算部４５ｂ，４６ｂにおける演算に使
用する係数ＧＫＩ．ＧＫｐの値は、シフトアップ時には
変速開始から設定時間後に変速後の変速段に応じた値に
切替えられる。これは変速開始から実際に変速段が切替
わって変速を終了するまで時間がかかり、シフトアップ
時に、変速開始とともに変速後の高速段に対応した上記
係数ＧＫ１，ＧＫｐを用いると、上記補正トルクＴＳｎ
　．ＴＰｎの値は上記高速段に対応した値となるため実
際の変速が終了してないのに変速開始前の値より小さく
なり目標トルクＴΦが大きくなってしまって、スリップ
が誘発されて制御が不安定となるためである。Also, the coefficient GKI. At the time of upshifting, the value of GKp is switched to a value corresponding to the gear position after the shift after a set time from the start of the shift. This is because it takes time from the start of the shift to when the gear is actually changed and the shift is completed, and when the above-mentioned coefficients GK1 and GKp corresponding to the high speed after the shift are used at the time of the shift up, the above-mentioned correction torque TSn
．． Since the value of TPn corresponds to the above-mentioned high speed gear, it becomes smaller than the value before the start of the shift even though the actual shift has not finished, and the target torque TΦ becomes large, inducing slip and causing control failure. This is to ensure stability.

また、上記加算部４０から出力される従動輪速度ＶＩ？
は車体速度ＶＢとして基準トルク演算部４７に入力され
る。そして、車体加速度演算部４７Ｈにおいて、車体速
度の加速度ＶＢ　　（ＧＢ）が演算される。そして、上
記車体加速度演算部４７ａにおいて算出された車体速度
の加速度ＧＢはフィルタ４７ｂにより、上記（１）式乃
至（３）式のいずれかのフィルタがかけられて、加速度
ＣＢの状態に応じてＧＢＦを最適な位置に止どめるよう
にしている。Also, the driven wheel speed VI? outputted from the adding section 40?
is input to the reference torque calculation section 47 as the vehicle body speed VB. Then, the vehicle body acceleration calculating section 47H calculates the acceleration VB (GB) of the vehicle body speed. Then, the acceleration GB of the vehicle body speed calculated in the vehicle body acceleration calculating section 47a is filtered by one of the formulas (1) to (3) above by the filter 47b, and the GBF is adjusted according to the state of the acceleration CB. I try to keep it in the optimum position.

例えば現在車両の加速度が増加している際にそのスリッ
プ率Ｓが第１５図の範囲「１」で示す状態にある場合に
は、素早く範囲「２」の状態へ移行させるため、上記（
１）式に示すように車体加速度ＧＢＰは、前回のフィル
タ４７ｂの出力であるＧＢＦｎ−１と今回検出のＧＢｎ
とを同じ重み付けで平均して最新の車体加速度Ｇ　ＢＰ
ｎとして算出される。For example, if the acceleration of the vehicle is currently increasing and its slip ratio S is in the range "1" shown in FIG. 15, in order to quickly shift to the state in the range "2",
1) As shown in equation
The latest vehicle acceleration G BP is calculated by averaging with the same weighting.
Calculated as n.

また、例えば現在車両の加速度が減少している際にその
スリップ率ＳがＳ＞Ｓｌで第１５図で示す範囲「２」→
「３」に移行するような場合には、可能な限り範囲「２
」の状態を維持させるため、車体加速度ＧＢ［’は、上
記（２）式に示すように前回のフィルタ４７ｂの出力に
重みが置かれて以前の車体加速度ＧＢＰｎとして算出さ
れる。Also, for example, when the acceleration of the vehicle is currently decreasing, the slip ratio S is S>Sl and the range "2" shown in FIG. 15 →
In the case of shifting to "3", the range "2" should be used as much as possible.
'', the vehicle body acceleration GB[' is calculated as the previous vehicle body acceleration GBPn by weighting the previous output of the filter 47b as shown in equation (2) above.

さらに、例えば現在車両の加速度が減少している際にそ
のスリップ率ＳがＳ：ＳＳ　１で第１５図で示す範囲「
２」→「１」に移行，したような場合には、可能な限り
範囲「２」の状態に戻すため、車体加速度ＧＢＰは、上
記（３）式に示すように前回のフィルタ４７ｂの出力に
非常に重みが置かれてさらに以前の車体加速度Ｇ　ＢＰ
ｎとして算出される。Furthermore, for example, when the acceleration of the vehicle is currently decreasing, the slip ratio S is S:SS 1 and the range shown in FIG.
2" → "1", in order to return to the state in the range "2" as much as possible, the vehicle body acceleration GBP is changed to the previous output of the filter 47b as shown in equation (3) above. Very weight is placed on the previous vehicle acceleration G BP
Calculated as n.

そして、拭準トルク算出部４７ｃにおいて、基準トルク
ＴＧ　　（＝　ＧＩ３１’ｘＷｘ　Ｒ　ｅ　）が算出さ
れる。Then, the reference torque TG (= GI31'xWx R e ) is calculated in the wiping standard torque calculation unit 47c.

そして、上記基準トルクＴＧと上記積分型補正トルクＴ
Ｓｎとの減算は減算部４８において行われ、さらに上記
比例型補正トルクＴＰｎが減算部４９において減算され
る。このようにして、目標駆動軸トルクＴΦは ＴΦ一ＴＧ−ＴＳｎ−ＴＰｎとして算出される。The reference torque TG and the integral correction torque T
Subtraction with Sn is performed in a subtraction unit 48, and the proportional correction torque TPn is further subtracted in a subtraction unit 49. In this way, the target drive shaft torque TΦ is calculated as TΦ-TG-TSn-TPn.

この目標駆動軸トルクＴΦはスイッチＳ１を介してエン
ジントルク変換部５００に入力され、エンジン１６と駆
動輪車軸との間の総ギア比で除算して目標エンジントル
クＴ１が算出される。この目標エンジントルクＴＩはト
ルコン応答遅れ補正部５０２において、トルクコンバー
タの応答遅れに対する補正がなされて目標エンジントル
クＴ２とされる。この目｛票エンジントルクＴ２はＴ／
Ｍフリクション補正部５０２に送られてエンジンと駆動
輪との間に介在するトランスミッションでのフリクショ
ン（摩擦）に対する補正がなされて、目標エンジントル
クＴ３とされる。This target drive shaft torque TΦ is input to the engine torque converter 500 via switch S1, and is divided by the total gear ratio between the engine 16 and the drive wheel axle to calculate the target engine torque T1. This target engine torque TI is corrected for the response delay of the torque converter in a torque converter response delay correction section 502, and is set as a target engine torque T2. This eye {vote engine torque T2 is T/
The torque is sent to the M friction correction unit 502, where it is corrected for friction in the transmission interposed between the engine and the drive wheels, and is set as the target engine torque T3.

Ｔ／Ｍフリクション補正部５０２においては以下に述べ
る第１ないし第４の手法によりＴ／Ｍの暖機状態を推定
して目標エンジントルクＴ３を補正している。The T/M friction correction unit 502 estimates the warm-up state of the T/M and corrects the target engine torque T3 using the first to fourth methods described below.

＜Ｔ／Ｍフリクション補正の第１の手法〉この第１の手
法はＴ／Ｍの油温ＯＴを油温センサで検出し、この油温
ＯＴが小さい場合にはフリクションが大きいため、第２
０図に示すマップが参照されてトルク補正ＱＴｆ’が目
標エンジントルクＴ２に加算される。つまり、 Ｔ３　−Ｔ２　＋Ｔｒ（ＯＴ） とされる。このように、Ｔ／Ｍの油温ＯＴに応じてフリ
クションによるトルク補正量Ｔｒを決定しているので、
Ｔ／Ｍのフリクションに対して精度の高い目標エンジン
トルクの補正を行なうことができる。<First method of T/M friction correction> In this first method, the oil temperature OT of the T/M is detected by an oil temperature sensor, and if this oil temperature OT is small, the friction is large, so the second method is
The torque correction QTf' is added to the target engine torque T2 with reference to the map shown in FIG. In other words, T3 - T2 +Tr(OT). In this way, since the torque correction amount Tr due to friction is determined according to the T/M oil temperature OT,
The target engine torque can be corrected with high precision for T/M friction.

＜Ｔ／Ｍフリクション捕正の第２の手法〉エンジン１６
の冷却水温ＷＴをセンサで計測し、これよりＴ／Ｍの暖
機状態（油温）を推定して、トルクを補正する。つまり
、 Ｔ３　−７２　＋Ｔｒ　　（νＴ） とされる。ここで、トルク補正ｍＴ１’　　（ＷＴ）は
図示しないマップが参照されて、エンジンの冷却水温Ｗ
Ｔが低いほどＴ／Ｍの油温ＯＴが低いと推定されてトル
ク補正量Ｔｒが大きくなるように設定される。このよう
に、エンジンの冷却水温ＷＴからＴ／Ｍのフリクション
を推定しているので、Ｔ／Ｍの油温ＯＴを検出するセン
サを用いないでも、Ｔ／Ｍのフリクションに対する補正
を行なうことができる。<Second method of T/M friction correction> Engine 16
The cooling water temperature WT of the engine is measured by a sensor, the warm-up state (oil temperature) of the T/M is estimated from this, and the torque is corrected. In other words, T3 −72 +Tr (νT). Here, the torque correction mT1' (WT) is determined by referring to a map (not shown) and determining the engine cooling water temperature W.
The lower T is, the lower the oil temperature OT of the T/M is estimated to be, and the torque correction amount Tr is set to be larger. In this way, since the T/M friction is estimated from the engine cooling water temperature WT, it is possible to correct the T/M friction without using a sensor that detects the T/M oil temperature OT. .

＜Ｔ／Ｍフリクション補正の第３の手法〉エンジン１６
の始動直後の冷却水温ＷＴＯとリアルタイムの冷却水温
ＷＴに基づいて第２１図のマップが参照されてトルク補
正ＲＴＩ’が目標エンジントルクＴ２に加算されて、目
標エンジントルクＴ３とされる。つまり、 Ｔ３　−７２　＋Ｔｆ　　（ＸＴ） ＸＴ’−　ｗＴ＋　Ｋ　Ｏ＊　（　ＷＴ　−　ＷＴＯ　
）とされる。ここで、ＸＴはＴ／Ｍの推定油温、ＫＯは
エンジンの冷却水温ＷＴの温度上昇速度とＴ／Ｍオイル
の温度上昇速度との比である。この推定油温ＸＴ，エン
ジンの冷却水温νＴＳＴ／Ｍの油温ＯＴとエンジン始動
後経過時間との関係は第２２図に示しておく。第２２図
に示すように、始動時間の経過に伴う推定油温ＸＴの変
化は、同始動時間の経過に伴う油温ＯＴの変化にほぼ等
しいものとなる。従って、油温センサを用いないでも精
度良く油温をモニタして、Ｔ／Ｍのフリクションを推定
し、これにより目標エンジントルクを補正している。<Third method of T/M friction correction> Engine 16
The map in FIG. 21 is referred to based on the coolant temperature WTO immediately after the start of the engine and the real-time coolant temperature WT, and the torque correction RTI' is added to the target engine torque T2 to obtain the target engine torque T3. In other words, T3 -72 +Tf (XT) XT'- wT+ KO* (WT - WTO
). Here, XT is the estimated oil temperature of T/M, and KO is the ratio of the temperature increase rate of the engine cooling water temperature WT to the temperature increase rate of the T/M oil. The relationship between the estimated oil temperature XT, the oil temperature OT of the engine cooling water temperature νTST/M, and the elapsed time after starting the engine is shown in FIG. As shown in FIG. 22, the change in the estimated oil temperature XT as the starting time elapses is approximately equal to the change in the oil temperature OT as the starting time elapses. Therefore, even without using an oil temperature sensor, the oil temperature is accurately monitored, the T/M friction is estimated, and the target engine torque is corrected accordingly.

＜Ｔ／Ｍフリクション補正の第４の手法〉エンジン１６
の冷却水温ＷＴとエンジン始動後経過時間τ．車速ＶＣ
に基づいて Ｔ３　−　Ｔ２＋Ｔｒ（ＷＴ）＊Ｉｌ　−　Ｋａｓ（ｒ
　）１：Ｋｓｐｃｃｄ　（　Ｖｃｌとして算出される。<Fourth method of T/M friction correction> Engine 16
Cooling water temperature WT and elapsed time after engine start τ. Vehicle speed VC
Based on T3 − T2 + Tr(WT)*Il − Kas(r
)1: Kspccd (calculated as Vcl).

ここで、Ｋａｓは始動後時間（τ）によるテーリング係
数（始動後時間の経過と共に徐々に「０」に近付く係数
）　、Ｋｓｐｅｅｄは車速によるテーリング係数（屯速
の上昇とともに徐々に０に近付く係数）を示している。Here, Kas is a tailing coefficient depending on the time after starting (τ) (a coefficient that gradually approaches 0 as time passes after starting), and Kspeed is a tailing coefficient depending on vehicle speed (a coefficient that gradually approaches 0 as the tonne speed increases) It shows.

つまり、エンジンを始動してから充分に時間が経過した
場合あるいは中速が上がった場合には｛・・司項が「０
」に近付く。従って、エンジンを始動してから充分に時
間が経過した場合あるいは車速か上がった場合にはＴ／
Ｍのフリクションによるトルク補正量Ｔｆをなくすよう
にしている。In other words, if a sufficient amount of time has passed after starting the engine or if the medium speed has increased, {...
” approach. Therefore, if sufficient time has passed after starting the engine or if the vehicle speed has increased, the T/
The torque correction amount Tf due to the friction of M is eliminated.

このように、トランスミッションの暖機状態をエンジン
の冷却水温，始動後経過時間及び車速により推定するよ
うにしたので、同暖機状態をトランスミッションから直
接検出しなくても、トランスミッションの暖機状態に応
じてトランスミッションのフリクションが変化した場合
に、目標エンジントルクＴ２にそのフリクションに相当
するトルクＴｆ’だけ増量補正するようにしたので、エ
ンジルトルクの制御を精度良く行うことができる。In this way, the warm-up state of the transmission is estimated based on the engine cooling water temperature, the elapsed time since starting, and the vehicle speed, so the warm-up state can be estimated based on the warm-up state of the transmission, without having to directly detect the warm-up state from the transmission. When the friction of the transmission changes, the target engine torque T2 is corrected to increase by the torque Tf' corresponding to the friction, so that the engine torque can be controlled with high precision.

＜　Ｔ　／　Ｍフリクション補正の第５の手法〉エンジ
ンまたはＴ／Ｍの回転速度Ｎに基づいて出力を補正する
もので、回転速度Ｎに基づいて第２３図のマップが参照
されて回転速度Ｎに基づいてトルク補正量Ｔｒが算出さ
れる。つまり、Ｔ３　−Ｔ２　＋Ｔｆ　　（Ｎ） とされる。これはエンジンまたはＴ／Ｍの回転速度Ｎが
大きくなれば、フリクション損失が大きくなるためであ
る。<Fifth method of T/M friction correction> The output is corrected based on the rotational speed N of the engine or T/M. Based on this, the torque correction amount Tr is calculated. In other words, T3 - T2 +Tf (N). This is because as the rotational speed N of the engine or T/M increases, the friction loss increases.

また、エンジンまたはＴ／Ｍの回転速度Ｎに基づいたト
ルク補正量Ｔｒ　　（Ｎ）にＴ／Ｍの油温ＯＴによる補
正係数ＫＬ　　（ＯＴ）を乗算することにより、ｆ式の
ように目標エンジントルクＴ３を算出するようにしても
良い。つまり、 Ｔ　３　−Ｔ　２　＋　Ｔ　ｒ（Ｎ　）　＊　Ｋ　Ｌ（
ｏＬ）として、回転速度Ｎの他に浦温ＯＴによってもト
ルク浦正Ｈ　Ｔ　ｒを変化させることにより、一層精度
の良い目標エンジントルクＴ３を設定することができる
。In addition, by multiplying the torque correction amount Tr (N) based on the rotational speed N of the engine or T/M by the correction coefficient KL (OT) based on the oil temperature OT of the T/M, the target engine torque can be calculated as shown in formula f. Alternatively, T3 may be calculated. In other words, T 3 −T 2 + Tr(N) * KL(
oL), the target engine torque T3 can be set with higher accuracy by changing the torque Urasa HTr based on the Ura temperature OT in addition to the rotational speed N.

このように、トランスミッションのフリクションをトラ
ンスミッションあるいはエンジンの回転速度に応じて推
定するようにしたので、トランスミッションのフリクシ
ョンが変化した場合でも、目標エンジントルクＴ２に上
記フリクションに相当するトルクＴｒ分だけ増量補正し
て目標エンジントルクＴ３とすることにより、トランス
ミッションのフリクションがトランスミッションの回転
速度に応じて変化した場合でも、精度良くエンジン出力
を目標エンジントルクに制御することができる。In this way, since the transmission friction is estimated according to the rotational speed of the transmission or engine, even if the transmission friction changes, the target engine torque T2 is corrected by increasing the torque Tr corresponding to the above friction. By setting the target engine torque T3 as the target engine torque, the engine output can be accurately controlled to the target engine torque even if the friction of the transmission changes depending on the rotational speed of the transmission.

＜Ｔ／Ｍフリクション補正の第６の手法〉この手法はエ
ンジン１６のエンジン１６の冷却水温ＷＴとエンジン始
動後の単位時間当たりの吸入空気量Ｑの積算値からトラ
ンスミッションの暖機状態を推定して補正トルクを得る
方法であり、Ｔ３　　　−７２　　　＋Ｔｆ　　　　（
ＷＴ）　　　ネ　　　｛　ｌ　　一　Σ　　（Ｋｑ　　
　＊　　　Ｑ）　　　］として目標エンジントルクＴ３
が得られる。ここで、Ｋｑは吸入空気量を損失トルクに
変換する係数であり、クラッチがオフしているときある
いはアイドルＳＷがオンしているアイドリング状聾では
Ｋｑ−Ｋｑｌに設定され、それ以外ではＫｑ−　ＫｑＯ
　（　＞　ＫＱＩ）に設定される。<Sixth T/M friction correction method> This method estimates the warm-up state of the transmission from the integrated value of the cooling water temperature WT of the engine 16 and the intake air amount Q per unit time after engine startup. This is a method of obtaining a correction torque, T3 −72 +Tf (
WT) Ne { l Σ (Kq
* Q) ] as the target engine torque T3
is obtained. Here, Kq is a coefficient that converts the amount of intake air into torque loss, and is set to Kq - Kql when the clutch is off or the idle switch is on, and is set to Kq - KqO at other times.
( > KQI).

上記式において、エンジン始動後の吸入空気量Ｑに係数
Ｋ　ｑを掛けながら乗算してΣ（　Ｋ　Ｑ＊Ｑ　）を得
て、｛１−Σ（Ｋｑ＊Ｑ））とエンジンの冷却水温νＴ
に基づくトルク補正量ＴＩ’　　（ＷＴ）とを乗算した
ものを目標エンジントルクＴ２に加算している。このよ
うにすることにより、エンジン始動後車両が急加速され
て吸入空気ｍＱが急激に増加するような場合、つまりエ
ンジン冷却水温ＷＴが低くてもトランスミッションは充
分暖機状態にあってＴ／Ｍフリクション補正が必要ない
ような場合には、｛・・暑項がすぐに「０になるように
して、不必要なトルク補正をなくしている。また、アイ
ドリング状態ではＫｑが小さい値に設定されることによ
り、アイドリング状態が続いた場合でもトランスミッシ
ョンは充分に暖機状態になっていないため、吸入空気Ｒ
Ｑの積算を実際よりも極力小さくするように見積もって
、エンジン冷却水温に基づくトルク補正量Ｔｒを生かす
ようにしている。In the above formula, multiply the intake air amount Q after the engine starts by the coefficient Kq to obtain Σ(KQ*Q), and then calculate {1-Σ(Kq*Q)) and the engine cooling water temperature νT
The product multiplied by the torque correction amount TI' (WT) based on the target engine torque T2 is added to the target engine torque T2. By doing this, when the vehicle is suddenly accelerated after the engine starts and the intake air mQ increases rapidly, in other words, even if the engine coolant temperature WT is low, the transmission is sufficiently warmed up and T/M friction is reduced. In cases where correction is not necessary, {...the heat term is set to 0 immediately to eliminate unnecessary torque correction.Also, in idling conditions, Kq is set to a small value. As a result, even if the idling condition continues, the transmission is not sufficiently warmed up, so the intake air R
The integration of Q is estimated to be as small as possible compared to the actual value, and the torque correction amount Tr based on the engine cooling water temperature is utilized.

このようにして、アイドリング状態が継続された場合で
も、上記Ｔｒ（ＷＴ）項を残すようにして、Ｔ／Ｍのフ
リクション補正を行なっている。なお、一定時間毎の吸
入空気量Ｑの積算はエンジン１サイクル当り吸入空気ｍ
Ａ／Ｎに基づいて算出される。In this way, even if the idling state continues, the T/M friction correction is performed by leaving the Tr(WT) term. Note that the cumulative amount of intake air Q for each fixed period of time is m of intake air per engine cycle.
Calculated based on A/N.

また、Ｔ／ＭのフリクショントルクＴＩ’は第２４図に
示す３次元マップを用いて算出するようにしても良い。Further, the T/M friction torque TI' may be calculated using a three-dimensional map shown in FIG. 24.

この場合には目標エンジントルクＴ３は下式のように表
わされる。つまり、Ｔ３　−Ｔ２　＋ＴＩ’　　（ＷＴ
，　　ΣＱａ）ところで、第２４図において、ΣＱａが
ある一定値以上になるとＴＩ’は「０」になるように設
定されている。これは吸入空気量の総和が一定値以上に
なるとＴ／Ｍオイルが充分に暖められてＴ／Ｍのフリク
ションが無視できるようになっていると判定されるため
である。In this case, the target engine torque T3 is expressed as shown below. That is, T3 −T2 +TI' (WT
, ΣQa) By the way, in FIG. 24, TI' is set to be "0" when ΣQa exceeds a certain value. This is because when the total amount of intake air exceeds a certain value, it is determined that the T/M oil has been sufficiently warmed and the T/M friction can be ignored.

このように、Ｔ／Ｍの暖機状態をエンジンの冷却水温と
エンジン始動後の吸入空気量の積算値により推定するよ
うにし、この推定されたＴ／Ｍの暖機状態に応じてトル
ク補正量Ｔｆを変化させるようにしたので、同暖機状態
をトランスミッションから直接検出しなくても、精度良
くエンジン出力を目標エンジントルクに制御することが
できる。In this way, the warm-up state of the T/M is estimated based on the engine cooling water temperature and the integrated value of the intake air amount after engine startup, and the torque correction amount is adjusted according to the estimated warm-up state of the T/M. Since Tf is changed, the engine output can be accurately controlled to the target engine torque without directly detecting the warm-up state from the transmission.

さらに、アイドリング状態時には吸入空気量の積算を少
なく見積るようにしたので、アイドリング状態が継続し
た場合でもＴ／Ｍが暖機状態に到達しない状態を正確に
把握することができる。つまり、アイドリング状態が続
いている場合には、トルク補正ｆｕＴｆをアイドリング
状態でない状態より多めに見積るようにしている。Furthermore, since the cumulative amount of intake air is estimated to be low during idling, it is possible to accurately determine the state in which the T/M does not reach the warm-up state even if the idling continues. In other words, when the vehicle continues to be idling, the torque correction fuTf is estimated to be larger than when the vehicle is not idling.

＜Ｔ／Ｍフリクション補正の第７の手法〉エンジン１６
の冷却水温ＷＴあるいはエンジン１６の油温とエンジン
始動後の走行距離ΣＶｓとによって、トルク補正ｊｉ１
Ｔ　Ｉ’を求める。つまり、’ｒ３　−７２　＋ＴＩ’
　　（ＷＴ）　＊　　（１−Σ（Ｋｖ＊ｖＳ））ここで
、Ｋｖは走行距離（一ΣＶｓ）を出力補正に変換する係
数であり、アイドルＳＷがオンあるいはクラッチがオフ
されているようなアイドリング状態においては Ｋｖ＝Ｋｖｌに設定され、それ以外ではＫｖ　−Ｋｖ２
（　＞　Ｋ　ｖｌ）とされる。<Seventh method of T/M friction correction> Engine 16
Torque correction ji1 is determined based on the cooling water temperature WT of
Find T I'. That is, 'r3 -72 +TI'
WT) is set to Kv = Kvl, otherwise Kv - Kv2
( > K vl).

上記式において、エンジン始動後の走行距離ΣＶＳに補
正係数Ｋｖを掛けながら乗算してΣ（Ｋｖ＊Ｖｓ）を得
て、｛１−Σ（Ｋｖ＊Ｖｓ）｝とエンジンの冷却水温Ｗ
Ｔに基づくトルク補正量ｒｒ　　ｃｗｒ）とを乗算した
ものを目標エンジントルクＴ２に加算している。このよ
うにすることにより、エンジン始動後車両が走行してそ
の走行距離が増加した場合、｛・・・｝項が「０」にな
るようにして、不必要なトルク補正をなくしている。In the above formula, Σ(Kv*Vs) is obtained by multiplying the traveling distance ΣVS after engine startup by the correction coefficient Kv, and then {1-Σ(Kv*Vs)} and the engine cooling water temperature W
The product obtained by multiplying the torque correction amount rr cwr) based on T is added to the target engine torque T2. By doing so, when the vehicle travels after the engine is started and its travel distance increases, the {...} term becomes "0", thereby eliminating unnecessary torque correction.

また、ア・Ｃドリング状態ではトランスミッションの負
荷が小さいので、トランスミッションの油温の上昇は穏
やかである。このため、トランスミッションでのトルク
損失は徐々にしか低下しない。Furthermore, in the A/C driving state, the load on the transmission is small, so the oil temperature in the transmission increases moderately. For this reason, torque losses in the transmission decrease only gradually.

従って、アイドリング状態ではＫｖを小さい値に設定し
ておくことにより、｛・・・｝項をゆっくりと「０」に
持っていくようにして、トルク補正Ｔｒをでてきるだけ
長く行なうようにしている。Therefore, in the idling state, by setting Kv to a small value, the {...} term is slowly brought to "0" and the torque correction Tr is performed for as long as possible. There is.

このように、トランスミッションの油温センサ等を用い
てトランスミッションから直接暖機状態を検出しないで
もトランスミッションの暖機状態をエンジンの冷却水温
とエンジン始動後の走行距離により推定し、この推定さ
れたトランスミッションの暖機状態に応じてトルク補正
量Ｔｒを変化させるようにしたので、精度良くエンジン
出力を目標エンジントルクに制御することができる。さ
らに、アイドリンク状態時には、走行距離は積算されな
いため、アイドリング状態が継続した場合でも、トラン
スミッションが暖機状態に到達しない現象を正確に把握
することができる。In this way, even if the warm-up state of the transmission is not detected directly from the transmission using a transmission oil temperature sensor, etc., the warm-up state of the transmission can be estimated based on the engine cooling water temperature and the distance traveled after the engine is started, and this estimated transmission Since the torque correction amount Tr is changed according to the warm-up state, the engine output can be controlled to the target engine torque with high accuracy. Furthermore, since the mileage is not accumulated during the idling state, it is possible to accurately grasp the phenomenon in which the transmission does not reach the warm-up state even if the idling state continues.

次ぎに、Ｔ／Ｍフリクション補正部５０２から出力され
る目標エンジントルクＴ３は外部負荷補正部５０３に送
られて、エアコン等の外部負荷がある場合には、目楯エ
ンジントルクＴ８が補正されて目標エンジントルクＴ４
とされる。この外部負荷補正部５０３での補正は下記す
る第１ないし第３の手法のいずれかの手法により行われ
る。Next, the target engine torque T3 output from the T/M friction correction section 502 is sent to the external load correction section 503, and if there is an external load such as an air conditioner, the target engine torque T8 is corrected to achieve the target engine torque T3. Engine torque T4
It is said that This correction by the external load correction section 503 is performed by one of the first to third methods described below.

く外部負荷補正の第１の手法〉 エアコン負荷に応じて目標エンジントルクＴ３を補正し
て目標エンジントルクＴ４とする。つまり、 Ｔ４　−７３　＋ＴＬ とされる。ここで、Ｔ１，はエアコンがオンされている
時に定数値に設定され、エアコンがオフされているとき
には「０」に設定される。このようにして、エアコン負
荷がある場合には、目標エンジントルクＴ３にエアコン
負荷に相当する損失トルクＴ１、を加えて、目標エンジ
ントルクＴ４とすることにより、エアコン負荷によるエ
ンジン出力の低下を防止している。First Method of External Load Correction> The target engine torque T3 is corrected to become the target engine torque T4 according to the air conditioner load. In other words, T4 -73 +TL. Here, T1 is set to a constant value when the air conditioner is on, and is set to "0" when the air conditioner is off. In this way, when there is an air conditioner load, a loss torque T1 corresponding to the air conditioner load is added to the target engine torque T3 to obtain the target engine torque T4, thereby preventing a decrease in engine output due to the air conditioner load. ing.

また、エアコン負荷の大きさがエンジン回転進度Ｎｅに
応じて変化することに着目して、第２５図に示すように
エンジン回転速度Ｎｃに応じた損失トルクＴＬをマップ
に記憶されておいて、目標エンジントルクＴ４を算出す
るようにしても良い。Also, focusing on the fact that the size of the air conditioner load changes according to the engine rotational speed Ne, the loss torque TL corresponding to the engine rotational speed Nc is stored in a map as shown in FIG. The engine torque T4 may also be calculated.

つまり、 Ｔ４　−７３　＋ＴＬ　　（Ｎｃ　） としても良い。In other words, T4 -73 +TL (Nc) It's good as well.

く外部負荷補正の第２の手法〉 パワーステアリング負荷に応じて目標エンジントルクＴ
３を補正して目標エンジントルクＴ４とする。つまり、 Ｔ４　−７３　＋ＴＬ とされる。ここで、ＴＬはパワーステアリングがオンさ
れている時に定数値に設定され、パワーステアリングが
オフされているときには「０」に設定される。このよう
にして、パワーステアリング負荷がある場合には、目標
エンジントルクＴ３にパワーステアリング負荷に相当す
る損失トルクＴＬを加えて、目標エンジントルクＴ４と
することにより、パワーステアリング負荷によるエンジ
ン出力の低下を防止している。Second method of external load correction> The target engine torque T is adjusted according to the power steering load.
3 is corrected and set as the target engine torque T4. In other words, T4 -73 +TL. Here, TL is set to a constant value when the power steering is on, and is set to "0" when the power steering is off. In this way, when there is a power steering load, the loss torque TL corresponding to the power steering load is added to the target engine torque T3 to obtain the target engine torque T4, thereby reducing the reduction in engine output due to the power steering load. It is prevented.

また、パワーステアリング負荷の大きさがパワステボン
ブ油圧ＯＰに応じて変化することに着目して、第２６図
に示すようにパワステボンブ油圧ＯＰに応じた損失トル
クＴＬをマップに記憶されておいて、目標エンジントル
クＴ４を算出するようにしても良い。つまり、Ｔ４細Ｔ
３　＋ＴＬ　　（ＯＰ）としても良い。Also, focusing on the fact that the magnitude of the power steering load changes depending on the power steering bomb oil pressure OP, the loss torque TL corresponding to the power steering bomb oil pressure OP is stored in a map as shown in FIG. The target engine torque T4 may also be calculated. In other words, T4 thin T
3 +TL (OP) may also be used.

く外部負荷補正の第３の手法〉 電気負荷に応じて目標エンジントルクＴ３を補正して、
［１標エンジン１・ルクＴ４を求めている。Third method of external load correction> Correct the target engine torque T3 according to the electrical load,
[I am looking for 1 standard engine 1 lux T4.

つまり、ヘッドライトや電動ファンなどの電気負荷が変
動し、オルタネータ発電量が上下する。このため、バッ
テリ電圧やオルタネータの励磁電流を検出することによ
り、オルタネータ発電二を推定して、電気負荷を推測し
ている。In other words, the electrical loads such as headlights and electric fans fluctuate, and the amount of power generated by the alternator goes up and down. Therefore, by detecting the battery voltage and the excitation current of the alternator, the alternator power generation is estimated and the electrical load is estimated.

バッテリ電圧をｖｂとした場合に目標エンジントルクＴ
４は下記のようになる。Target engine torque T when battery voltage is vb
4 is as follows.

Ｔ４■Ｔ３　＋ＴＬ　　（Ｖｂ　） ここで、損失トルクＴＬ（Ｖｂ）は第２７図に示すよう
にバッテリ電圧ｖｂとの関係がある。つまり、バッテリ
電圧Ｖｂが低いと電気負荷が大きいと推定されて損失ト
ルクＴＬは大きくされ、目標エンジントルクＴ４を大き
くしている。T4■T3 +TL (Vb) Here, the loss torque TL (Vb) has a relationship with the battery voltage vb as shown in FIG. That is, when the battery voltage Vb is low, it is estimated that the electrical load is large, so the loss torque TL is increased, and the target engine torque T4 is increased.

また、オルタネータ励磁電流（ｉΦ）をパラメータとし
た損失トルクを加算することにより目標エンジントルク
Ｔ４を求めている。つまり、Ｔ４　−７３　＋ＴＬ　　
（ｉΦ） として計算している。ここで、損失トルクＴＬは第２８
図のマップを参照して求められる。Further, the target engine torque T4 is obtained by adding the loss torque using the alternator excitation current (iΦ) as a parameter. In other words, T4 -73 +TL
It is calculated as (iΦ). Here, the loss torque TL is the 28th
Determined by referring to the map in the figure.

また、第２９図に示す特性図からエンジン回転速度Ｎｅ
に対するオルタネータ効率の補正ｆｆｉＫを得て、次式
から目標エンジントルクＴ４を算出するようにしても良
い。Also, from the characteristic diagram shown in FIG. 29, the engine rotation speed Ne
The target engine torque T4 may be calculated from the following equation by obtaining a correction ffiK of the alternator efficiency.

Ｔ４　−７３　＋ＴＬ　　（ｉΦ）ＸＫ（Ｎｅ）なお、
上記２つの式において、オルタネータ励磁電流ｉΦの代
わりにオルタネータ発電電流（充電電流）を用いるよう
にしても良い。T4 -73 +TL (iΦ)XK(Ne)
In the above two equations, the alternator generated current (charging current) may be used instead of the alternator excitation current iΦ.

このようにして、ヘッドライトや電動ファンなどのエン
ジンに対する負荷が変動してオルタネータ発電量が上下
してエンジン出力が変動するような場合でも精度良くエ
ンジン出力を目標エンジントルクに制御することができ
る。In this way, the engine output can be accurately controlled to the target engine torque even when the load on the engine such as headlights and electric fans fluctuates and the amount of power generated by the alternator goes up and down, causing the engine output to fluctuate.

上記のようにして算出された目標エンジントルクＴ４は
大気条件補正部５０４に送られて、大気圧により上記目
標エンジントルクＴ４が補正されて目標エンジントルク
Ｔ５とされる。つまり、Ｔ５　−７４　＋Ｔｐ　　（Ａ
Ｐ） ここで、Ｔｐは第３０図のマップに示すトルク補正二で
ある。つまり、高地などのように気圧の低い地域ではポ
ンピング損失の低下や背圧低下による燃焼速度の向上に
よりエンジン出力が上昇するので、その分だけトルク補
正ＩＡ　Ｔ　ｐを減じるようにしている。The target engine torque T4 calculated as described above is sent to the atmospheric condition correction section 504, and the target engine torque T4 is corrected according to the atmospheric pressure to become the target engine torque T5. In other words, T5 −74 +Tp (A
P) Here, Tp is the torque correction value shown in the map of FIG. That is, in areas with low atmospheric pressure, such as highlands, the engine output increases due to a reduction in pumping loss and an increase in combustion speed due to a reduction in back pressure, so the torque correction IA T p is reduced accordingly.

このように、いかなる大気条件においても精度良くエン
ジン出力を目標エンジントルクに制御することができる
。In this way, the engine output can be accurately controlled to the target engine torque under any atmospheric conditions.

このようにして、大気圧により補正された目標エンジン
トルクＴ５は運転状態補正部５０５に送られて、エンジ
ンの運転状態、つまり暖機状態に応じて上記目標エンジ
ントルクＴ５が補正されて目標エンジントルクＴｌ３と
される。以下、エンジン１６の暖機状態に応じて運転状
態補正を決定する第１ないし第３の手法について説明す
る。In this way, the target engine torque T5 corrected based on the atmospheric pressure is sent to the operating state correction section 505, and the target engine torque T5 is corrected according to the operating state of the engine, that is, the warm-up state, and the target engine torque is It is assumed to be Tl3. Hereinafter, first to third methods for determining the operating state correction according to the warm-up state of the engine 16 will be described.

くエンジンの運転条件補正の第１の手法〉エンジン冷却
水温νＴによって、目標エンジントルクＴ６を算出する
もので、第３１図のマップが参照されてエンジンの冷却
水温ＷＴに応じてトルク補正ｍ　Ｔ　Ｗが上記目標エン
ジントルクＴ５に加算されて目標エンジントルクＴ６と
される。つまり、Ｔ８　　−７５　　＋ＴＶ　　（ＷＴ
）とされる。第３１図に示すように、冷却水温ＷＴが低
いほどエンジン１６が暖機状態になっていないのでトル
ク補正Ｒ　Ｔ　Ｗは大き《される。First method for correcting engine operating conditions> The target engine torque T6 is calculated based on the engine coolant temperature νT. The map in FIG. 31 is referred to and the torque correction m T W is performed according to the engine coolant temperature WT. is added to the target engine torque T5 to obtain the target engine torque T6. In other words, T8 −75 +TV (WT
). As shown in FIG. 31, the lower the cooling water temperature WT is, the less the engine 16 is warmed up, so the torque correction R T W is increased.

また、上記トルク補正ｍＴＷをエンジン冷却水温讐Ｔと
エンジン回転速度Ｎｅとでマップ（図示しない）するよ
うにしても良い。つまり、Ｔ８　−７５　＋ＴＶ　　（
ＷＴ，　Ｎｅ）とされる。Further, the torque correction mTW may be mapped (not shown) using the engine cooling water temperature T and the engine rotation speed Ne. In other words, T8 -75 +TV (
WT, Ne).

このようにして、エンジンの冷却水温によりエンジンの
暖機状態を推定しているので、エンジンの暖機状態を精
度良く把握でき、エンジンの暖機状態に応じて目標エン
ジントルクを補正するようにしたので、エンジンの暖機
状態がいかなる状態でもエンジン出力を目標エンジント
ルクに制御することができる。In this way, the warm-up state of the engine is estimated based on the engine cooling water temperature, so the warm-up state of the engine can be accurately grasped, and the target engine torque can be corrected according to the warm-up state of the engine. Therefore, the engine output can be controlled to the target engine torque in any warm-up state of the engine.

くエンジンの運転条件補正の第２の手法〉この第２の手
法は、第３２図に示すようなエンジン始動後の時間τに
応じたトルク補正ＥｔＴａｓ（τ）を目標エンジントル
クＴ５に加算することにより、目標エンジントルクＴ６
を得ている。つまり、 Ｔ６　＝Ｔ５　＋Ｔａｓ（ｒ） としている。このようにして、エンジン始動後経過時間
τによりエンジンの暖機状態を推定している。Second method for correcting engine operating conditions This second method is to add a torque correction EtTas(τ) according to the time τ after engine startup to the target engine torque T5 as shown in FIG. Therefore, the target engine torque T6
I am getting . In other words, T6 = T5 + Tas(r). In this way, the warm-up state of the engine is estimated based on the elapsed time τ after engine startup.

また、エンジン始動後時間τと冷却水温ＷＴにより決定
される３次元マップ（図示しない）によりトルク補正ｍ
Ｔａｓを求めるようにしても良い。つまり、 Ｔ８　−Ｔ５　＋”ｒａｓ　（ｒ，　ＷＴ）としても良
い。このようなマップを用いることにより始動時の冷却
水温ＷＴＯを計測し、経過時間τに応じてトルク補正量
Ｔａｓを決定したり、経過時間τ時の冷却水温ＶＴを計
ａｌｌｌすることにより、トルク補正ｆｆｉＴａｓを決
定すようにしても良い。In addition, the torque correction m is determined by a three-dimensional map (not shown) determined by the time after engine start τ and the cooling water temperature WT.
It is also possible to obtain Tas. In other words, T8 - T5 +"ras (r, WT) may be used. By using such a map, the cooling water temperature WTO at the time of startup can be measured, and the torque correction amount Tas can be determined according to the elapsed time τ, The torque correction ffiTas may be determined by measuring the cooling water temperature VT at the elapsed time τ.

また、エンジン冷却水温ＷＴに応じたトルク補正量ＴＶ
　（　ＷＴ）とエンジン始動後経過時間τをパラメータ
捕正係数Ｋａｓ（τ）を乗算するようにしてトルク補正
量を求め、これを目標エンジントルクＴ５に加算してロ
ーエンジントルクＴ６を求めるようにしても良い。In addition, the torque correction amount TV according to the engine cooling water temperature WT
(WT) and the elapsed time after engine start τ are multiplied by the parameter correction coefficient Kas(τ) to obtain the torque correction amount, and this is added to the target engine torque T5 to obtain the low engine torque T6. Also good.

つまり、 ＴＯ　−７５　＋ＴＶ　　（ＷＴ）　＊　Ｋａｓ　（ｒ
）としても良い。In other words, TO −75 +TV (WT) * Kas (r
) may also be used.

ここで、 Ｔν　（　ＷＴ）はエンジン冷却水温ＷＴに応じたトル
ク補正量、 Ｋａｓ（τ）はエンジン始動後経過時間τによる補正係
数 である。Here, Tν (WT) is a torque correction amount according to the engine cooling water temperature WT, and Kas(τ) is a correction coefficient according to the elapsed time τ after engine startup.

このようにして、エンジンの冷却水温とエンジン始動後
の経過時間によりエンジンの暖機状態を推定することに
よりエンジン出力の変動を推定するようにし、目標エン
ジントルクを補正するようにしたので、エンジンの暖機
状態がいかなる状態でもエンジン出力を目標エンジント
ルクに制御することができる。In this way, fluctuations in engine output are estimated by estimating the warm-up state of the engine based on the engine cooling water temperature and the elapsed time after engine startup, and the target engine torque is corrected. The engine output can be controlled to the target engine torque in any warm-up state.

くエンジンの運転条件補正の第３の手法〉この第３の手
法においては、エンジンの油温ＯＴから第３３図のマッ
プを参照してトルク補正量Ｔｊを求めている。つまり、 Ｔ（ｉ　−Ｔ５　＋Ｔｊ　　（ＯＴ） として算出される。このように、エンジンの油温ＯＴか
らエンジンの冷却水温ＷＴを推定して、エンジンの暖機
状態を検出するようにしている。Third Method for Correcting Engine Operating Conditions> In this third method, the torque correction amount Tj is determined from the engine oil temperature OT with reference to the map in FIG. 33. In other words, it is calculated as T(i - T5 +Tj (OT)). In this way, the engine cooling water temperature WT is estimated from the engine oil temperature OT to detect the warm-up state of the engine.

なお、図示しないエンジンの油温ＯＴとエンジン回転速
度Ｎｅの３次元マップによりトルク補正量Ｔｊを得るす
るようにしても良い。つまり、ＴＯ　−ＴＳ　＋Ｔｊ　
　（ＯＴ，　Ｎｅ　）としても良い。Note that the torque correction amount Tj may be obtained from a three-dimensional map of the engine oil temperature OT and engine rotational speed Ne (not shown). That is, TO −TS +Tj
(OT, Ne) may also be used.

このようにして、エンジンの冷却水温とエンジン始動後
の経過時間によりエンジンの暖機状態を推定することに
よりエンジン出力の変動を推定するようにし、目標エン
ジントルクを補正するようにしたので、エンジンの暖機
状態がいかなる状態でもエンジン出力を目標エンジント
ルクに制御することができる。In this way, fluctuations in engine output are estimated by estimating the warm-up state of the engine based on the engine cooling water temperature and the elapsed time after engine startup, and the target engine torque is corrected. The engine output can be controlled to the target engine torque in any warm-up state.

くエンジンの運転条件補正の第４の手法〉この第４の手
法はエンジンの冷却水温νＴ，油温ＯＴ．始動後経過時
間τ，燃焼室壁温ＣＴ，吸入空気ＱＱ．筒内圧ＣＰの一
部によって、目標エンジントルクＴ５を補正して目標エ
ンジントルクＴ６を求めている。つまり、 ＴＯ　−７５　＋Ｔｃ　　（ＣＴ／ＣＴＱ　）　＊Ｋｃ
ｐ　（ｃｐ／ｃｐＯ　）　＊　　（　１−Ｋｑ　＊Σ（
Ｑ））とされる。Fourth method for correcting engine operating conditions This fourth method is based on engine cooling water temperature νT, oil temperature OT. Elapsed time after startup τ, combustion chamber wall temperature CT, intake air QQ. The target engine torque T6 is determined by correcting the target engine torque T5 using a portion of the cylinder pressure CP. In other words, TO -75 +Tc (CT/CTQ) *Kc
p (cp/cpO) * (1-Kq *Σ(
Q)).

ここで、 ＣＴはエンジンの燃焼室壁温度、 ＣＴＯはエンジン始動時の燃焼室壁温度Ｔｃは燃焼室壁
温度ＣＴとエンジン始動時の燃焼室壁温度ＣＴＯとの比
（ＣＴ／ＣＴＯ　）によるトルク補正二、 ｃｐはエンジンの筒内圧、 ＣＰＯはエンジン始動時の筒内圧、 Ｋｃｐは上記筒内圧ＣＰとエンジン始動時の筒内圧ＣＰ
Ｏとの比（ＣＰ／ＣＰＯ　）による補正係数、Ｋ９は始
動後の吸入空気量の積算値をトルク補正係数に変換する
係数である。Here, CT is the combustion chamber wall temperature of the engine, and CTO is the combustion chamber wall temperature at the time of engine startup. Tc is the torque correction based on the ratio of the combustion chamber wall temperature CT to the combustion chamber wall temperature CTO at the time of engine startup (CT/CTO). 2. cp is the cylinder pressure of the engine, CPO is the cylinder pressure at the time of engine startup, and Kcp is the cylinder pressure CP above and the cylinder pressure CP at the time of engine startup.
The correction coefficient K9 is based on the ratio (CP/CPO) to O and is a coefficient that converts the integrated value of the intake air amount after starting into a torque correction coefficient.

このように、燃焼室壁温とエンジン始動後の吸入空気量
の積算値と筒内圧とにより、エンジンの暖機状態を検出
し、目標エンジントルクを補正するようにしたので、エ
ンジンの暖機状態がいかなる状態でもエンジン出力を目
標エンジントルクに制御することができる。In this way, the warm-up state of the engine is detected based on the combustion chamber wall temperature, the integrated value of the intake air amount after engine startup, and the cylinder pressure, and the target engine torque is corrected. The engine output can be controlled to the target engine torque under any conditions.

以上のようにして、エンジンの運転条件によって補正さ
れた後の目標エンジントルクＴ６は下限値設定部５０６
において、エンジントルクの下限値が制限される。この
ように、目標エンジントルクＴ６の下限値を第１６図あ
るいは第１７図を参照して制御することにより、目標エ
ンジントルクが低くすぎて、エンジンストールが発生す
ることを防止している。As described above, the target engine torque T6 after being corrected according to the engine operating conditions is determined by the lower limit value setting unit 506.
In this case, the lower limit value of engine torque is limited. In this way, by controlling the lower limit value of the target engine torque T6 with reference to FIG. 16 or FIG. 17, it is possible to prevent the target engine torque from being too low and causing an engine stall.

そして、上記下限値設定部５０６から出力される目標エ
ンジントルクＴ７は目標空気量算出部５０７に送られて
上記目標エンジントルクＴ７を出力するための目標空気
量（質ｆｆｉ）Ａ／Ｎｍが算出される。The target engine torque T7 outputted from the lower limit value setting section 506 is sent to the target air amount calculation section 507, where the target air amount (quality ffi) A/Nm for outputting the target engine torque T7 is calculated. Ru.

この目標空気量算出部５０７においては、エンジン回転
進度Ｎｅと目標エンジントルクＴｅｌとから第３４図の
３次元マップが参照されて目標空気量（質ｆｆｉ）Ａ／
Ｎｍが求められる。つまり、Ａ／Ｎｍ　−　ｆ　　［Ｎ
ｅ　，Ｔ７コとして算出される。In this target air amount calculating section 507, the three-dimensional map shown in FIG.
Nm is required. In other words, A/Nm − f [N
e, calculated as T7.

ここで、Ａ　／　Ｎ　ｍは吸気行程１回当りの吸入空気
量（質量）、 ｆ　　［Ｎ（３．Ｔ７　］はエンジン回転速度Ｎｅ，目
標エンジントルクＴ７をパラメータとした３次元マップ
である。Here, A/Nm is the amount of intake air (mass) per intake stroke, and f[N(3.T7)] is a three-dimensional map using the engine rotational speed Ne and the target engine torque T7 as parameters.

なお、Ａ　／　Ｎ　ｍはエンジン回転速度ＮＯに対して
第３５図に示すような係数Ｋａと目標エンジントルクＴ
７との乗算、つまり、 Ａ／Ｎ　　ＩＩｌ　　−Ｋａ　　　　（Ｎｅ　　　）　
　　零　　Ｔ　７としても良い。さらに、Ｋａ（Ｎｅ）
を係数としても良い。Note that A/N m is the coefficient Ka and the target engine torque T as shown in Fig. 35 for the engine rotational speed NO.
Multiplication by 7, i.e. A/N IIl - Ka (Ne)
It may also be zero T7. Furthermore, Ka(Ne)
may be used as a coefficient.

さらに、上記目標空気二算出部５０７において、上記吸
入空気量（質ｍ）Ａ／Ｎｍが吸気温度及び大気圧により
補正されて標準大気状態での吸入空気量（体積）Ａ／Ｎ
ｖに換算される。Furthermore, in the target air calculation unit 507, the intake air amount (quality m) A/Nm is corrected by the intake air temperature and atmospheric pressure, and the intake air amount (volume) A/Nm under standard atmospheric conditions is corrected.
It is converted to v.

つまり、 Ａ／Ｎｖ　　−　　ＣＡ／Ｎｍ　）／　　（ＫＬ　　（
ＡＴ）＊　　Ｋｐ　　（ＡＴ）） とされる。ここで、 Ａ　／　Ｎ　ｖはエンジン１回転当りの吸入空気量（体
積）、 ＫＬは第３７図に示すように吸気温（　ＡＴ）をパラメ
ータとした密度補正係数、 Ｋｐは第３８図に示すように大気圧（　ＡＴ）をパラメ
ータとした密度補正係数を示している。In other words, A/Nv − CA/Nm )/(KL (
AT) * Kp (AT)). Here, A/Nv is the amount of intake air (volume) per engine revolution, KL is the density correction coefficient with the intake air temperature (AT) as a parameter as shown in Figure 37, and Kp is the density correction coefficient as shown in Figure 38. shows the density correction coefficient using atmospheric pressure (AT) as a parameter.

このようにして算出された目標吸入空気量Ａ／Ｎｖ（体
積）は目標空気量補正部５０８において吸気温による補
正が行われて、目標空気量Ａ／ＮＯとされる。The thus calculated target intake air amount A/Nv (volume) is corrected by the intake air temperature in the target air amount correction section 508, and is set as the target air amount A/NO.

つまり、 Ａ／ＮＯ　　−Ａ／ＮＶ　＊　Ｋａ　’　　（ＡＴ）と
される。In other words, A/NO - A/NV * Ka' (AT).

ここで、Ａ／Ｎｏは補正後の目標空気量、Ａ　／　Ｎ　
ｖは補正前の目標空気量、Ｋａ’　は吸気温（　ＡＴ）
による補正係数（第３８図） である。Here, A/No is the target air amount after correction, A/N
v is the target air volume before correction, Ka' is the intake air temperature (AT)
The correction coefficient (Fig. 38) is as follows.

以下、目標空気量補正部５０８から出力される目標空気
量Ａ／Ｎｏは等価目標スロットル開度算出部５０９に送
られ、第３９図の３次元マップがク照されて目標空気ｍ
　Ａ　／　Ｎ　Ｏとエンジン回転速度Ｎｅに対する等価
スロットル開度θｂが求められる。この等価スロットル
開度ｅｂは減算部５１０において、等価スロットル開度
θｂから以下にのべるようにてθｂ補正部５１１におい
て算出された開度Δθ１が減算されて等価スロットル開
度θｈとされる。Thereafter, the target air amount A/No output from the target air amount correction section 508 is sent to the equivalent target throttle opening calculation section 509, and the three-dimensional map shown in FIG.
Equivalent throttle opening θb for A/N O and engine rotational speed Ne is determined. This equivalent throttle opening degree eb is obtained by subtracting the opening degree Δθ1 calculated in the θb correction unit 511 as described below from the equivalent throttle opening degree θb in a subtraction unit 510 to obtain the equivalent throttle opening degree θh.

上記Δθｌは下式により求められる。つまり、Δθ１　
＝Ｋｓ　　（＋９）　＊　　（Ｓ＋ｎ　＋Ｓｖ　　（ν
Ｔ）　）ここで、係数Ｋｓ　　（第４６図）は目標開度
ｅをパラメータとしたＩ　ＳＣ５２　１により制御され
るステップモータ５２ｓの１ステップ当りの開度補正量
、 Ｓｆｆｌはステップモータ５２ｓのステップ数、ＳＷ　
　（第４７図）はエンジンの冷却水温ＷＴをパラメータ
としたワックス弁５２Ｗの開度をステッブモータ５２ｓ
のステップ数に換算する換算値である。The above Δθl is determined by the following formula. In other words, Δθ1
=Ks (+9) * (S+n +Sv (ν
T) ) Here, the coefficient Ks (Fig. 46) is the opening correction amount per step of the step motor 52s controlled by the ISC52 1 with the target opening e as a parameter, and Sffl is the number of steps of the step motor 52s. , SW
(Fig. 47) shows the opening degree of the wax valve 52W using the engine cooling water temperature WT as a parameter.
This is the conversion value for converting to the number of steps.

つまり、バイパス通路５２ｂはＩＳＣ５２１制御下のス
テッパモータ５２ｓの駆動ステップ数Ｓ＋ｎによりその
間度が制御されているため、その駆動ステップ数Ｓｍを
バイパス通路５２ｂの開度と等価なものとしている。ま
た、エンジン冷却水温ＷＴに応じてワックス弁５２Ｗの
開度が制御されるされるため、エンジン冷却水温ＷＴを
バイパス通路５２ｃの開度と等価なものとし、エンジン
冷却水温ＷＴに換算値Ｓｗを乗算することにより、上記
ステッパモータ５２ｓのステップ数に換算している。従
って、（Ｓｍ＋Ｓν　（νＴ）　ｌ　はバイパス通路５
２ｂ及び５２ｃを介する空気量をステッパモータ５２ｓ
のステップ数に換算した値となる。そして、（ＳＩＩｌ
＋ＳＷ　　（ＷＴ）　ｌ　ｌ，：係数Ｋｓを乗算するこ
とにより、バイパス通路５２ｂ及び５２ｃを介する空気
量に相当する開度Δｅｌが算出される。That is, since the degree of the bypass passage 52b is controlled by the number of driving steps S+n of the stepper motor 52s under the control of the ISC 521, the number of driving steps Sm is made equivalent to the opening degree of the bypass passage 52b. Furthermore, since the opening degree of the wax valve 52W is controlled according to the engine cooling water temperature WT, the engine cooling water temperature WT is made equivalent to the opening degree of the bypass passage 52c, and the engine cooling water temperature WT is multiplied by the converted value Sw. By doing so, it is converted into the number of steps of the stepper motor 52s. Therefore, (Sm+Sν (νT) l is the bypass passage 5
The amount of air passing through 2b and 52c is controlled by the stepper motor 52s.
This is the value converted to the number of steps. And (SIIl
+SW (WT) l l,: By multiplying by the coefficient Ks, the opening degree Δel corresponding to the amount of air passing through the bypass passages 52b and 52c is calculated.

ここで、係数Ｋｓは第４６図に示すように目標開度ｅが
大きくなればなるほど小さくなるように設定されている
。これは、副スロットル弁ＴＨｓの開度が大きくなれば
なるほど、その位置から開度を大きくしても、空気量が
それほど増加しないためである。Here, the coefficient Ks is set to become smaller as the target opening degree e becomes larger, as shown in FIG. This is because the larger the opening degree of the sub throttle valve THs, the less the air amount increases even if the opening degree is increased from that position.

このようにして、ＩＳＣ５２１によるアイドリング制御
及びエンジン冷却水温ＷＴによりバイパス通路５２ｂ及
び５２ｃを介する空気量が変化した場合でも、バイパス
通路５２ｂ及び５２ｃを介する空気量に相当する開度Δ
ｅｌだけ等価スロットル開度ｅｂから減じるようにして
、等価スロットル開度θｂをバイパス通路５２ｂ及び５
２ｃを介する空気二に応じて補正している。このように
して、副スロットル弁ＴＨｓをバイパスするバイパス通
路５２ｂ及び５２ｓがあっても、正確に等価スロットル
弁開度ｅｂを求めることができる。In this way, even when the amount of air passing through the bypass passages 52b and 52c changes due to the idling control by the ISC 521 and the engine cooling water temperature WT, the opening degree Δ corresponds to the amount of air passing through the bypass passages 52b and 52c.
By subtracting el from the equivalent throttle opening eb, the equivalent throttle opening θb is adjusted to the bypass passages 52b and 5.
It is corrected according to the air 2 passing through 2c. In this way, even if there are bypass passages 52b and 52s that bypass the sub-throttle valve THs, the equivalent throttle valve opening degree eb can be determined accurately.

そして、目標スロットル開度算出部５１２において、等
価スロットル開度θｈに第４０図に示す補正係数Ｋを乗
算することにより副スロットル弁ＴＨｓの目標開度ｅ２
が求められる。Then, the target throttle opening calculation unit 512 multiplies the equivalent throttle opening θh by the correction coefficient K shown in FIG.
is required.

ここで、目標スロットル開度算出部５１２において行わ
れる副スロットル弁ＴＨｓの目標スロットル開度ｅ２の
算出方法について第４１図を参照して説明する。第１図
（Ｂ）に示すように、吸気経路に直列に主及び副スロッ
トル弁ＴＨａ＋，ＴＨｓが配置される場合において、等
空気瓜特性曲線Ｑ１〜Ｑ３は直線θ１−ｅ２を軸にほぼ
対象となるとともに、それぞれの曲線は原点を焦点とし
てほぼ相似となる。ここで、等空気量特性曲線Ｑｌ−Ｑ
３はそれぞれ吸入空気量をＱ１〜Ｑ３の一定値としたと
きの主スロットル弁ＴＨｍの開度ｅ１と副スロットル弁
ＴＨｓの開度ｅ２との関係を示すものである。Here, a method for calculating the target throttle opening e2 of the sub-throttle valve THs performed in the target throttle opening calculating section 512 will be described with reference to FIG. 41. As shown in Fig. 1 (B), when the main and sub throttle valves THa+ and THs are arranged in series in the intake path, the equal air melon characteristic curves Q1 to Q3 are approximately symmetrical about the straight line θ1-e2. As a result, the respective curves become almost similar with the origin as the focal point. Here, the equal air amount characteristic curve Ql-Q
3 shows the relationship between the opening degree e1 of the main throttle valve THm and the opening degree e2 of the sub throttle valve THs when the intake air amount is set to a constant value of Q1 to Q3, respectively.

例えば、ｅｌ／θ２−０．０７と曲線Ｑ３との交点をＡ
とする。そして、特性曲線Ｑ３において、主スロットル
弁ＴＨｆｆｌの開度ｅ１を全開位置（ＷＯＴ）にした時
の副スロットル弁ＴＨｓの開度ｅ２　　（この場合、主
スロットル弁ＴＨｍが全開であるので、同開度ｅ２は主
スロットル弁ＴＨｍと副スロットル弁ＴＨｓを１つのス
ロットル弁と考えた場合の等価スロットル開度に等しく
なり、・この時の等価スロットル開度を（９ｈという）
はＡ点におけるスロットル開度ｅ２の０．０２５倍とな
る。For example, the intersection of el/θ2-0.07 and curve Q3 is A
shall be. In the characteristic curve Q3, the opening e2 of the sub throttle valve THs when the opening e1 of the main throttle valve THffl is set to the fully open position (WOT) (in this case, since the main throttle valve THm is fully open, the same opening e2 is equal to the equivalent throttle opening when the main throttle valve THm and the sub-throttle valve THs are considered as one throttle valve, and the equivalent throttle opening at this time is (referred to as 9h).
is 0.025 times the throttle opening e2 at point A.

つまり、Ａ点からスロットル開度ｅｌを一定に保って下
方に進む直線ａ３と特性曲線Ｑ３の水平方向の接線ｂ３
との交点Ａ′における開度θ２は上記目標開度ｅｈとな
る。なぜなら、接線ｂ３は特性曲線Ｑ３において、主ス
ロットル弁ＴＨｍの開度ｅ１をＷＯＴとした場合の副ス
ロットル弁ＴＨｓの開度ｅ２を示すものであるからであ
る。In other words, a straight line a3 that moves downward from point A while keeping the throttle opening el constant and a horizontal tangent b3 between the characteristic curve Q3
The opening degree θ2 at the intersection A' with the above-mentioned target opening degree eh. This is because, in the characteristic curve Q3, the tangent b3 indicates the opening e2 of the sub throttle valve THs when the opening e1 of the main throttle valve THm is WOT.

ところで、交点Ａ′と原点とを結ぶ直線をｅｌ／ｅ１１
−αとし、以下直線αと呼称する。そして、特性曲線Ｑ
ｌ，Ｑ２と直線ｅｌ　／ｅ２　−０．６７との交点をそ
れぞれＢ，Ｃとし、直線α上への上記Ｂ，Ｃ点の投影点
をＢ’　，Ｃ’　とすると、三角形ＯＡＡ’　，ＯＢＢ
’　，ＯＣＣ’は原点を共通の頂点としてそれぞれ相似
となる。一方、上記特性曲線Ｑ１〜Ｑ３は原点を焦点と
してそれぞれ相似であるので、上記特性曲線Ｑ３の水平
方向の接線ｂ３が上記Ａ′点を通過するものであれば、
上記特性曲線Ｑｌ．Ｑ２の水平方向の接線ｂｌ．　ｂ２
はそれぞれ上記Ｂ’　，Ｃ’点を通過する。By the way, the straight line connecting the intersection A' and the origin is el/e11
−α and hereinafter referred to as straight line α. And the characteristic curve Q
Let the intersection points of l, Q2 and the straight line el/e2 -0.67 be B and C, respectively, and let the projection points of the above B and C points onto the straight line α be B' and C', then triangles OAA' and OBB
', OCC' are similar with the origin as a common vertex. On the other hand, since the characteristic curves Q1 to Q3 are similar with the origin as the focal point, if the horizontal tangent b3 of the characteristic curve Q3 passes through the point A',
The above characteristic curve Ql. Horizontal tangent line bl of Q2. b2
pass through the above points B' and C', respectively.

従って、特性曲線Ｑ２のＢ点の状態から主スロットル弁
ＴＨｍの開度ｅｌをＷＯＴとした場合の副スロットル弁
ＴＨｓの開度θ２は上記゛Ｂ点のｙ座標値を０．０２５
倍した位置ＣＢ’点）となり、特性曲線Ｑ３のＣ点の状
態から主スロットル弁ＴＨｍの開度ｅｌをＷＯＴとした
場合の副スロットル弁ＴＨｓの開度ｅ２は上記Ｃ点のｙ
座標値を０．８２５倍した位置（Ｃ’点）どなる。そし
て、Ａ′点と同じようにＢ′点　（　／点もそれぞれの
特性曲線における等価スロットル開度ｅｈを示す点とな
る。Therefore, when the opening degree el of the main throttle valve THm is set as WOT from the state of point B of the characteristic curve Q2, the opening degree θ2 of the sub-throttle valve THs is 0.025 from the y-coordinate value of the above point B.
When the opening el of the main throttle valve THm is set as WOT from the state at point C of the characteristic curve Q3, the opening e2 of the sub-throttle valve THs is y of the above point C.
The position where the coordinate value is multiplied by 0.825 (point C') is loud. Then, like point A', point B' (/) also becomes a point indicating the equivalent throttle opening eh in each characteristic curve.

従ッテ、ｅｌ　／ｅ２　−０．６７，　ｅｈ　−０．８
２５　＊ｅ２との関係からθｌ　／ｅｈ−１．０７２と
なるため、Ａ′点　Ｂ　７点　（　／点は直線ｅｌ／ｅ
ｈ，−１．０７２で結ばれることになる。Follow, el/e2 -0.67, eh -0.8
25 *From the relationship with e2, θl /eh-1.072, so A' point B 7 points (/point is the straight line el/e
h, -1.072.

このように、ｅｌ　／ｅ２の値とθｌ　／ｅｈの値とは
１体１に対応している。従って、直線ｅｌ／ｅ２　　（
一α）の傾きを変化させることによりｅｌ／θｈの値（
一β）を予め第４１図より求めておき、ｅｌ−θｈ＊β
，θｌ　−８２本αより、θ２＝ｅｈ＊（β／α）が算
出される。つまり、目標開度ｅｈに補正係数Ｋ（一β／
α）を乗算することにより、副スロットル弁ＴＨｓの開
度ｅ２が算出される。つまり、第４０図に示すようにθ
ｌ／ｅｈ−β１，β２，・・・に対する補正係数Ｋを算
出してマップにしておくことにより、目標開度θｈに対
する副スロットル弁ＴＨｓの開度ｅ２が一義的に算出さ
れる。In this way, the value of el /e2 and the value of θl /eh correspond to one body. Therefore, the straight line el/e2 (
By changing the slope of -α), the value of el/θh (
1β) is obtained in advance from Fig. 41, and el−θh*β
, θl −82 lines α, θ2=eh*(β/α) is calculated. In other words, the correction coefficient K(-β/
By multiplying by α), the opening e2 of the sub throttle valve THs is calculated. In other words, as shown in Figure 40, θ
By calculating the correction coefficients K for l/eh-β1, β2, . . . and creating a map, the opening e2 of the sub-throttle valve THs relative to the target opening θh can be uniquely calculated.

ところで、上記目標空気量補正部５０８から出力される
補正された目標空気ｆ：ｋ　Ａ　／　Ｎ　Ｏは減算部５
１３に送られて所定のサンプリング時間毎にエアフロー
センサで検出される現在の空気ｆｆｉＡ／Ｎとの差ΔＡ
／Ｎが算出される。このΔＡ／ＮはＰＩＤ制御部５１４
に送られて、ΔＡ／Ｎに基づきＰＩＤ制御が行われて、
ΔＡ／Ｎに相当する開度補正量Δｅ２が算出される。こ
の開度補正量Δｅ２は加算部５１において、上記目標ス
ロットル開度ｅ２と加算されて所定のサンプリング時間
毎にフィードバック補正された目標開度ｅｒが算出され
る。By the way, the corrected target air f:k A/N O outputted from the target air amount correction section 508 is calculated by the subtraction section 5.
The difference ΔA from the current air ffiA/N sent to 13 and detected by the air flow sensor at every predetermined sampling time.
/N is calculated. This ΔA/N is determined by the PID control unit 514
PID control is performed based on ΔA/N,
An opening correction amount Δe2 corresponding to ΔA/N is calculated. This opening correction amount Δe2 is added to the target throttle opening e2 in an adding section 51 to calculate a feedback-corrected target opening er at every predetermined sampling time.

ｅｆ’　−８２　＋Δｅ２ とされる。ここで、上記開度補正量Δｅは比例制御によ
る開度補正ユΔｅｐ，積分制御による開度補正量Δｅｉ
１微分制御による開度補正量ΔＣ｝ｄを加算したもので
ある。つまり、 Δｅ■Δｅｐ十Δθ１＋Δｅｄ とされる。ef' −82 +Δe2. Here, the opening correction amount Δe is the opening correction amount Δep by proportional control, and the opening correction amount Δei by integral control.
This is the addition of the opening degree correction amount ΔC}d by the 1-differential control. In other words, Δe■Δep+Δθ1+Δed.

ここで、 Δｅｐ　　−Ｋｐ（Ｎｃ）＊　　Ｋｔｈ　（Ｎｃ）＊　
　ＡＡ／ＮΔθｌ　　＝Ｋ１（Ｎｃ）＊　　Ｋｔｈ　（
Ｎｃ）＊　　Σ　（ΔＡ／Ｎ）Δｅｄ　　＝　Ｋｄ（Ｎ
ｃ）１：　　Ｋｔｈ　（Ｎｅ）＊｛ΔＡ／Ｎ一ΔＡ／Ｎ
ｏｌｄｌ として上記ＰＩＤ制御部５１４において算出される。こ
こで、Ｋｐ，Ｋｌ　，Ｋｄはエンジン回転速度Ｎｅをパ
ラメータとした比例、積分、微分ゲインであり、第４２
図乃至第４４図にその特性図を示しておく。また、ＫＬ
ｈはエンジン回転数ＮｅをパラメータとしたΔＡ／Ｎ→
Δｅ変換ゲイン（第４５図）、ΔＡ／Ｎは目標空気量Ａ
／Ｎｏと計測した現在の空気ｍＡ／Ｎとの偏差、ΔＡ　
／　Ｎ　Ｏｌｄは１回前のサンプリングタイミングでの
ΔＡ／Ｎである。Here, Δep −Kp(Nc)* Kth(Nc)*
AA/NΔθl =K1(Nc)*Kth (
Nc) * Σ (ΔA/N) Δed = Kd(N
c) 1: Kth (Ne) * {ΔA/N - ΔA/N
It is calculated by the PID control unit 514 as oldl. Here, Kp, Kl, and Kd are proportional, integral, and differential gains with the engine rotational speed Ne as a parameter, and the 42nd
The characteristic diagrams are shown in FIG. 44. Also, K.L.
h is ΔA/N with engine speed Ne as a parameter →
Δe conversion gain (Figure 45), ΔA/N is the target air amount A
Deviation between /No and the measured current air mA/N, ΔA
/N Old is ΔA/N at the previous sampling timing.

上記のようにして求められた目標開度ｅｒは副スロット
ル弁開度信号Ｏｓとしてモータ駆動回路５２に送られる
。このモータ駆動回路５２は上記センサＴＰＳ２で検出
される副スロットル弁ＴＨｓの開度ｅ２が上記開度信号
ｅｓに相当する開度になるようにモータ５２ｍを回転制
御している。The target opening degree er determined as described above is sent to the motor drive circuit 52 as the sub-throttle valve opening signal Os. The motor drive circuit 52 controls the rotation of the motor 52m so that the opening e2 of the sub-throttle valve THs detected by the sensor TPS2 corresponds to the opening signal es.

ところで、上記高車速選択部３７から出力さ−れる大き
い方の従動輪車輪速度が減算部５５において駆動輪の車
輪速度ＶＦＲから減算される。さらに、上記高車速選択
部３７から出力される大きい方の従動輪車輪速度が減算
部５６において駆動輪の車輪速度ＶＰＩ，から減算され
る。従って、減算部５５ｉｔ５６の田力を小さく見積も
るようにして、旋回中においてもブレーキを使用する回
数を低減させ、エンジントルクの低減により駆動輪のス
リップを低減させるようにしている。Incidentally, the higher driven wheel speed output from the high vehicle speed selection section 37 is subtracted from the driving wheel speed VFR in the subtraction section 55. Further, the higher driven wheel speed output from the high vehicle speed selection section 37 is subtracted from the driving wheel speed VPI in the subtraction section 56. Therefore, by estimating the force of the subtractor 55it56 to be small, the number of times the brake is used even during turning is reduced, and the slip of the driving wheels is reduced by reducing the engine torque.

上記減算部５５の出力は乗算部５７においてＫｎ倍（０
＜ＫＩ３　＜　１）され、上記減算部５６の出力は乗算
部５８において（１−ＫＢ）倍された後、加算部５９に
おいて加算されて右側駆動輪のスリップＨ　Ｄ　Ｖ　Ｆ
Ｒとされる。また同時に、上記減算部５６の出力は乗算
部６０においてＫＩ３倍され、上記減算部５５の出力は
乗算部６１において（１−ＫＩ３）倍された後加算部６
２において加算されて左側の駆動輪のスリップｉ？ＬＤ
　Ｖ　ＦＬとされる。The output of the subtraction unit 55 is multiplied by Kn (0
<KI3 < 1), and the output of the subtraction unit 56 is multiplied by (1-KB) in the multiplication unit 58, and then added in the addition unit 59 to calculate the slip of the right drive wheel HD V F
Rated as R. At the same time, the output of the subtraction section 56 is multiplied by KI3 in a multiplication section 60, and the output of the subtraction section 55 is multiplied by (1-KI3) in a multiplication section 61, followed by an addition section 6.
2 is added and the left drive wheel slip i? L.D.
V FL.

上記変数ＫＢは第１３図に示すようにトラクションコン
トロールの制御開始からの経過時間ｔに応じて変化する
もので、トラクションコントロールの制御開始時にはｒ
ｏ．５　Ｊとされ、トラクションコントロールの制御が
進むに従って、ｒＯ．８Ｊに近付くように設定されてい
る。つまり、ブレーキにより駆動輪のスリップを低減さ
せる場合には、制動開始時においては、両車輪に同時に
ブレーキを掛けて、例えばスブリット路でのブレーキ制
動開始時の不快なハンドルショックを低減させることが
できる。一方、ブレーキ制御が継続されて行われて１上
記Ｋ　Ｂがｒｏ．８　Ｊとなった場合の動作について説
明する。この場合、一方の駆動輪だけにスリップが発生
したとき他方の駆動輪でも一方の駆動輪の２０％分だけ
スリップが発生したように認識してブレーキ制御を行な
うようにしている。As shown in Fig. 13, the variable KB changes according to the elapsed time t from the start of traction control, and when the traction control starts, r
o. 5 J, and as the traction control progresses, rO. It is set to approach 8J. In other words, when reducing the slip of the driving wheels by braking, it is possible to apply the brakes to both wheels at the same time when braking is started, thereby reducing the unpleasant steering shock that occurs when braking is started on a split road, for example. . On the other hand, the brake control is continued and 1 above KB is ro. The operation when 8 J is reached will be explained. In this case, when slip occurs in only one drive wheel, brake control is performed by recognizing that slip has occurred in the other drive wheel by 20% of that of the one drive wheel.

これは、左右駆動輪のブレーキを全く独立にすると、一
方の駆動輪にのみブレーキがかかって回転が減少すると
デフの作用により今度は反対側の駆動輪がスリップして
ブレーキがかかり、この動作が繰返えされて好ましくな
いためである。上記右側駆動輪のスリップ二ＤＶＦＲは
微分部６３において微分されてその時間的変化全、つま
りスリップ加速度Ｇ目でか算出されると共に、上記左側
駆動輪のスリップ！ＤＶＦＬは微分部６４において微分
されてその時間的変化量、つまりスリップ加速度ＧＰＬ
が算出される。そして、上記スリップ加速度ＧＦＲはブ
レーキ液圧変化量（ΔＰ）算出部６５に送られて、第１
４図に示すＧ　ＰＲ　（　Ｇ　ＦＬ）一ΔＰ変換マップ
が参照されてスリップ加．速度ＧＰＲを抑制するための
ブレーキ液圧の変化瓜ΔＰが求められる。This is because if the brakes on the left and right drive wheels are completely independent, when only one drive wheel is braked and its rotation is reduced, the action of the differential causes the opposite drive wheel to slip and apply the brakes. This is because it is repeated and is not desirable. The slip DVFR of the right drive wheel is differentiated in a differentiator 63, and the total time change, that is, the slip acceleration G, is calculated, and the slip of the left drive wheel is calculated. DVFL is differentiated in a differentiator 64 to obtain the amount of change over time, that is, the slip acceleration GPL.
is calculated. Then, the slip acceleration GFR is sent to the brake fluid pressure change amount (ΔP) calculation unit 65, and the first
The GPR (GFL)-ΔP conversion map shown in Figure 4 is referred to and the slip addition is calculated. A change in brake fluid pressure ΔP for suppressing speed GPR is determined.

さらに、上記灸化量ΔＰは、スイッチＳ２の閉成時、つ
まり開始／終了判定部５０による制御開始条件成立判定
の際にインレットバルブ１７１及びアウトレットバルブ
１７０の開時間Ｔを算出するΔＰ−Ｔ変換部６７に与え
られる。つまり、ΔＰ−Ｔ変換部６７において算出され
たバルブ開時間Ｔが右側駆動輪ＷＰＲのブレーキ作動時
間ＦＲとされる。また、同様に、スリップ加速度ＧＰＬ
はブレーキ液圧変化童（ΔＰ）算出部６６に送られて、
第１４図に示すＧ　ＰＲ　（　Ｃ；　ＰＬ）一ΔＰ変換
マップが参照されて、スリップ加速度ＣＩ’Ｌを抑制す
るためのブレーキ液圧の変化量ΔＰが求められる。Further, the moxibustion amount ΔP is determined by ΔP-T conversion, which calculates the opening time T of the inlet valve 171 and the outlet valve 170 when the switch S2 is closed, that is, when the start/end determining section 50 determines that the control start condition is satisfied. section 67. That is, the valve opening time T calculated by the ΔP-T converter 67 is taken as the brake operation time FR of the right drive wheel WPR. Similarly, the slip acceleration GPL
is sent to the brake fluid pressure change value (ΔP) calculation unit 66,
The G PR (C; PL) - ΔP conversion map shown in FIG. 14 is referred to to determine the amount of change ΔP in the brake fluid pressure for suppressing the slip acceleration CI'L.

この変化量ΔＰは、スイッチＳ３開成時、つまり開始／
終了判定部５０による制御開始条件成立判定の際にイン
レットバルブ１８１及びアウトレットバルブ１８ｏの開
時間Ｔを算出するΔＰ−Ｔ変換部６８に与えられる。つ
まり、ΔＰ−Ｔ変換部６８において算出されたバルブ開
時間Ｔが左側駆動輪ＷＰＬのブレーキ作動時間ＦＬとさ
れる。これにより、左右の駆動輪ＷＦＲ．　ＷＰＬによ
り以上のスリップが生じることが抑制される。This amount of change ΔP is when the switch S3 is opened, that is, when the start/
It is given to the ΔP-T conversion unit 68 which calculates the opening time T of the inlet valve 181 and the outlet valve 18o when the end determination unit 50 determines whether the control start condition is established. That is, the valve opening time T calculated by the ΔP-T converter 68 is set as the brake operation time FL of the left drive wheel WPL. As a result, the left and right drive wheels WFR. WPL suppresses the occurrence of more slips.

なお、第１４図において、旋回時にブレーキを掛ける場
合には、内輪側の駆動輪のブレーキを強化するために、
旋回時の内輪側は破線ａで示すようになっている。この
ようにして、旋回時において荷重移動が外輪側に移動し
て、内輪側がすべり易くなっているのを、ブレーキ液圧
の変化量ΔＰを内輪側を外輪側よりも大きめとすること
により、旋回時に内輪側がすべるのを防止させることが
できる。In addition, in Fig. 14, when applying the brakes when turning, in order to strengthen the brakes on the inner drive wheels,
The inner wheel side when turning is shown by a broken line a. In this way, when turning, the load shifts to the outer wheel side and the inner wheel side becomes prone to slipping. This can sometimes prevent the inner ring from slipping.

なお、上記実施例においてはΔＡ／Ｎに基づくＰＩＤ制
御によりフィードバック制御を行なって目標開度ｅ２に
副スロットル弁開度補正量Δθ２を加算補正してフィー
ドバック補正された目標開度ｅｒをモータ駆動回路５２
に出力するようにしたが、このようなΔＡ／Ｎによるフ
ィードバック制御を行なわなくても、上記目標開度θ２
をモータ駆動回路５２に出力して、スロットルポジショ
ンセンサＴＰＳ２で検出される副スロットル弁ＴＨｓの
開度を目標開度ｅ２になるようにスロットルポジション
センサＴＰＳ２の出力をフィードバック制御するように
しても良い。さらに、スロットルポジションセンサＴＰ
Ｓ２で検出される副スロットル弁ＴＨｓの開度から副ス
ロットル弁開度補正量Δｅ２を減算して補正した検出値
が目標開度ｅ２になるようにフィードバック制御を行な
うようにしても良い。In the above embodiment, feedback control is performed by PID control based on ΔA/N, and sub-throttle valve opening correction amount Δθ2 is added and corrected to target opening e2, and the feedback-corrected target opening er is applied to the motor drive circuit. 52
However, even without performing feedback control using ΔA/N, the target opening degree θ2
may be outputted to the motor drive circuit 52, and the output of the throttle position sensor TPS2 may be feedback-controlled so that the opening degree of the sub-throttle valve THs detected by the throttle position sensor TPS2 becomes the target opening degree e2. Furthermore, the throttle position sensor TP
Feedback control may be performed so that the corrected detection value by subtracting the sub-throttle valve opening correction amount Δe2 from the opening of the sub-throttle valve THs detected in S2 becomes the target opening e2.

また、本発明の実施例として加速スリップ防止装置を示
したが、本発明は同装置に限定されるものではなく、ス
ロットル弁を制御するものであれば、同様に適用が可能
である。　また、Ｔ／Ｍフリクション補正部５０２にお
いて＜Ｔ／Ｍフリクション補正の第１の手法〉により目
標エンジントルクＴ３を算出し、運転条件補正部５０５
においてくエンジンの運転条件補正の第２の手法〉によ
り目標エンジントルクＴ６を算出することにより、Ｔ／
Ｍのリアルタイムの油温ＯＴに応じて目標エンジントル
クを補正すると共に、エンジン始動後経過時間τによっ
ても目標エンジントルクを補正することができる。Further, although an acceleration slip prevention device is shown as an embodiment of the present invention, the present invention is not limited to this device, and can be similarly applied to any device that controls a throttle valve. In addition, the T/M friction correction unit 502 calculates the target engine torque T3 using the <first method of T/M friction correction>, and the operating condition correction unit 505 calculates the target engine torque T3.
By calculating the target engine torque T6 using the second method of correcting the operating conditions of the engine to
In addition to correcting the target engine torque according to the real-time oil temperature OT of M, the target engine torque can also be corrected based on the elapsed time τ after starting the engine.

また、Ｔ／Ｍフリクション補正部５０２において＜Ｔ／
Ｍフリクション補正の第２の手法〉により目標エンジン
トルクＴ３を算出し、運転条件補正部５０５において〈
エンジンの運転条件補正のＴ４２の手法〉により目標エ
ンジントルクＴ６　ヲＷ出することにより、Ｔ／Ｍの暖
機状態をエンジンの冷却水温ＷＴに応じて目標エンジン
トルクを補正すると共に、エンジン始動後経過時間τに
よっても目標エンジントルクを補正することができる。Also, in the T/M friction correction section 502, <T/
The target engine torque T3 is calculated by the second method of M friction correction, and the operating condition correction unit 505 calculates the
By outputting the target engine torque T6 W using the T42 method for correcting engine operating conditions, the T/M warm-up state is corrected to the target engine torque according to the engine cooling water temperature WT, and the elapsed time after engine startup is The target engine torque can also be corrected based on the time τ.

さらに、Ｔ／Ｍフリクション補正部５０２において＜Ｔ
／Ｍフリクション補正の第３の手法〉により目標エンジ
ントルクＴ３を算出し、運転条件補正部５０５において
くエンジンの運転条件補正の第２の手法〉により目標エ
ンジントルクＴ６を算出することにより、Ｔ／Ｍの暖機
状態をエンジンの始動直後の冷却水温ＷＴＯとリアルタ
イムの冷却水温ＷＴに基づいて目標エンジントルクを補
正すると共に、エンジン始動後経過時間τによっても目
標エンジントルクを補正することができる。Furthermore, in the T/M friction correction section 502, <T
The target engine torque T3 is calculated by the third method of /M friction correction>, and the target engine torque T6 is calculated by the second method of engine operating condition correction in the operating condition correction section 505. The target engine torque can be corrected based on the warm-up state of the engine M based on the coolant temperature WTO immediately after the engine starts and the real-time coolant temperature WT, and the target engine torque can also be corrected based on the elapsed time τ after the engine starts.

以上述べた３つの場合のようにエンジンのフリクション
とトランスミッションのフリクションを別々に推定して
目標エンジントルクを補正することにより、同じエンジ
ンで異なるトランスミッションの場合や、同じトランス
ミッションで異なるエンジンの組合わせた場合でも再マ
ッチングしなくてもすむという効果を有している。By estimating the engine friction and transmission friction separately and correcting the target engine torque as in the three cases mentioned above, you can use the same engine with different transmissions, or the same transmission with different engines. However, it has the effect of eliminating the need for rematching.

さらに、上記実施例においてはバイパス通路５２ｂ及び
５２ｓを介する空気量により等価スロットル開度ｅｈを
補正するようしたが、これによらずに目標空気量補正部
５０８から出力される目標空気ｊｉｌＡ／Ｎｏをバイパ
ス通路５２ｂ及び５２ｓを介する空気量分だけ減算する
ようにしても良い。Furthermore, in the above embodiment, the equivalent throttle opening degree eh is corrected by the amount of air passing through the bypass passages 52b and 52s, but the target air jilA/No output from the target air amount correction section 508 is Alternatively, the amount of air passing through the bypass passages 52b and 52s may be subtracted.

［発明の効果］ 以上詳述したように本発明によれば、エンジンの吸気経
路に電動で制御されるスロットル弁を設けているエンジ
ン出力制御装置において、エンジン出力を目標エンジン
トルクとなるように目標スロットル弁開度を決める場合
に、上記スロットル弁をバイパスする通路がある場合に
は、その空気量に相当する開度だけ目標スロットル開度
を補正するようにしたので、スロットル弁をバイパスす
るバイパス空気量があった場合でも正確に目標トルクを
得ることができ、精度の高い制御を実現することが可能
となる車両のエンジン出力制御方法を提供することがで
きる。[Effects of the Invention] As detailed above, according to the present invention, in an engine output control device in which an electrically controlled throttle valve is provided in the intake path of the engine, the engine output is set to the target engine torque. When determining the throttle valve opening, if there is a passage that bypasses the throttle valve, the target throttle opening is corrected by the opening corresponding to the amount of air, so bypass air that bypasses the throttle valve is corrected. It is possible to provide a vehicle engine output control method that can accurately obtain a target torque even if there is a large amount of torque, and can achieve highly accurate control.

【図面の簡単な説明】[Brief explanation of the drawing]

第１図（Ａ）は本発明に係わる制御方法が適用される加
速スリップ防止装置の全体的な構成図、第１図（Ｂ）は
主、副スロットル弁の配置を示す図、第２図（Ａ）及び
（Ｂ）は第１図のトラクションコントローラの制御を機
能ブロック毎に分けて示したブロック図、第３図は求心
加速度ＧＹと変数ＫＧとの関係を示す図、第４図は求心
加速度ＧＹと変数Ｋｒとの関係を示す図、第５図は求心
加速度ＧＹとスリップ捕正ＩｉＶｇとの関係を示す図、
第６図は求心加速度の時間的変化量ＧＹとスリップ補正
ｍ　Ｖ　ｄとの関係を示す図、第７図乃至第１２図はそ
れぞれ車体速度ＶＢと変数Ｋｖとの関係を示す図、第１
３図はブレーキ制御開始時から変数ＫＢの経時変化を示
す図、第１４図はスリップ量の時間的変化ｍＧＦＲ（Ｇ
ＦＬ）とブレーキ液圧の変化量ΔＰとの関係を示す図、
第１５図及び第１８図はそれぞれスリップ率Ｓと路面の
摩擦係数μとの関係を示す図、第１６図はＴＩＩａ＋−
ｔ特性を示す図、第１７図はＴｌｉＩｌ−ＶＢ特性を示
す図、第１９図は旋回時の車両の状態を示す図、第２０
図はトランシスッション油温ＯＴ−トルク補正ｆ：ＬＴ
『特性図、第２１図はＸＴ一トルク補正量Ｔｆ’特性図
、第２２図は始動後時間τ一エンジン冷却水温ｗＴ，ト
ランスミッション油温ＯＴ特性図、第２３図は回転速度
Ｎ−トルク補正量Ｔｆ’特性図、第２４図はエンジンの
冷却水温νＴ一吸入空気量積算値ΣＱに対するトルク補
正量Ｔｆを示すマップ、第２５図は回転速度Ｎｅと損失
トルクＴＬとの関係を示す図、第２６図はポンブ油温Ｏ
Ｐと損失トルクＴＬとの関係を示す図、第２７図はバッ
テリ電圧ｖｂと損失トルクＴＬとの関係を示す図、第２
８図はエンジン回転速度Ｎｅとオルタネー夕の励磁電流
ｉΦに対する損失トルクＴＬを示すマッブ、第２９図は
励磁電流ｉΦに対するオルタネータ効率Ｋを示す図、第
３０図は大気圧−トルク補正量Ｔｐ特性図、第３１図は
エンジンの冷却水温ＷＴ−トルク補正量ＴＶ特性図、第
３２図はエンジン始動後経過時間τ一トルク補正量Ｔａ
ｓ特性図、第３３図はエンジン油温一トルク補正ｆＴｊ
特性図、第３４図は目標エンジントルクＴ７−エンジン
回転速度Ｎｅに対する目標空気ｍ　Ａ　／　Ｎ　ｍマッ
プを示す図、第３５図は係数Ｋａのエンジン回転速度Ｎ
ｅ特性図、第３６図は係数Ｋｔの吸気温度特性を示す図
、第３７図は係数Ｋｐの大気圧特性を示す図、第３８図
は係数Ｋａ’の吸気温度特性を示す図、第３９図は目標
空気二Ａ／ＮＯとエンジン回転速度Ｎｅに対する等価ス
ロットル開度θｂを求めるマップ、第４０図はθｌ　／
ｅｈと補正係数Ｋとの関係を示すマップ、第４１図は主
スロットル弁開度ｅｌと副スロットル弁開度θ２の関係
を示す等空気量特性曲線図、第４２図は比例ゲインＫｐ
のエンジン回転速度特性を示す図、第４３図は積分ゲイ
ンＫｉのエンジン回転速度特性を示す図、第４４図は微
分ゲインＫｄのエンジン回転速度特性を示す図、第４５
図は変換ゲインのエンジン回転速度特性を示す図、第４
６図は目標開度θ一係数Ｋｓとの関係を示す図、第４７
図はエンジンの冷却水温ＷＴ−ステップ数換算値Ｓｖを
示す図である。 １１〜１４・・・車輪速度センサ、１５・・・トラクシ
ョンコントローラ、４５・・・Ｔ　Ｓ　ｎ演ＷＩ、４　
５　ｂ，４６ｂ・・・係数乗算部、４６・・・ＴＰｎ演
算部、４７・・・基準トルク演算部、５０３・・・エン
ジントルク算出部、５０７・・・目標空気量算出部、５
１２・・・目標スロットル開度算出部、５３・・・求心
加速度演算部、５４・・・求心加速度補正部。 出願人代理人　弁理士　鈴江武彦 （Ａ） ｅｓ ＣＢ） 第 図 ０．１９ 求心加速度 ＧＹ 第 図 求心加速度 ＧＶ 第 図 ０．１９ 求心加速度 Ｇ’／ 第 図 第 図 車体速度ＶＢ 車体速度ＶＢ 第 図 車体速度ＶＢ 第 図 第１３ 図 第１１ 図 鳳体速度 ＶＢ 第１２ 図 第１４ 図 タイヤのスリップ率Ｓ 第 図 第１９ 図 第 図 制御開始からの車体速 ＶＢ（κｍ／ｈ） トランスミッシ曹ン．ＩＩ１１ ＯＴ 第 ２０図 糟定波温ＸＴ 筒２１ 図 始動後時間 ｔ 第２２ 図 回転速度 Ｎ 第 図 回転速度Ｎｅ 第２５ 図 ポンプ油圧 ０Ｐ 第２６ 図 第 図 バッテリ電圧ｖｂ 第 図 第２９ｒｌＡ 第 図 エンジンの冷却水温ＷＴ 第３１ 図 第３４図 エンジン回転速度Ｎｅ 第３５ 図 エンジン始動後経過時間Ｔ 第３２ 図 エンジン油温ＯＴ 第３３ 図 吸気１度 （ＡＴ） 第３６ 図 大気圧（ＡＰ） 第３７図 第 ３８図 第４１図 ！Ｉ４０図 第３９ 図 エンジン回転速度Ｎｅ 第４２ 図 エンジン回転速度Ｎｅ 第４４ 図 エンジン回転速度Ｎｅ 第４５図FIG. 1(A) is an overall configuration diagram of an acceleration slip prevention device to which the control method according to the present invention is applied, FIG. 1(B) is a diagram showing the arrangement of the main and sub-throttle valves, and FIG. A) and (B) are block diagrams showing the control of the traction controller in Fig. 1 divided into functional blocks, Fig. 3 is a diagram showing the relationship between centripetal acceleration GY and variable KG, and Fig. 4 is a diagram showing the relationship between centripetal acceleration GY and variable KG. A diagram showing the relationship between GY and variable Kr, FIG. 5 is a diagram showing the relationship between centripetal acceleration GY and slip correction IiVg,
FIG. 6 is a diagram showing the relationship between the temporal change amount GY of the centripetal acceleration and the slip correction m V d, and FIGS. 7 to 12 are diagrams showing the relationship between the vehicle body speed VB and the variable Kv, respectively.
Figure 3 shows the change over time in the variable KB from the start of brake control, and Figure 14 shows the change over time in the amount of slip mGFR (G
A diagram showing the relationship between FL) and the amount of change ΔP in brake fluid pressure,
Figures 15 and 18 are diagrams showing the relationship between slip ratio S and road surface friction coefficient μ, respectively, and Figure 16 is TIIa+-
FIG. 17 is a diagram showing the TliIl-VB characteristic, FIG. 19 is a diagram showing the state of the vehicle during turning, and FIG. 20 is a diagram showing the t characteristic.
The figure shows transmission oil temperature OT-torque correction f: LT
``Characteristic diagram, Figure 21 is a characteristic diagram of XT - torque correction amount Tf', Figure 22 is a characteristic diagram of time after start τ - engine cooling water temperature wT, transmission oil temperature OT, Figure 23 is a characteristic diagram of rotation speed N - torque correction amount Tf' characteristic diagram, FIG. 24 is a map showing the torque correction amount Tf with respect to engine cooling water temperature νT and intake air amount integrated value ΣQ, FIG. 25 is a diagram showing the relationship between rotational speed Ne and loss torque TL, and FIG. The figure shows pump oil temperature O
FIG. 27 is a diagram showing the relationship between P and loss torque TL, and FIG. 27 is a diagram showing the relationship between battery voltage vb and loss torque TL.
Figure 8 is a map showing engine rotational speed Ne and torque loss TL with respect to alternator excitation current iΦ, Figure 29 is a diagram showing alternator efficiency K with respect to excitation current iΦ, and Figure 30 is an atmospheric pressure-torque correction amount Tp characteristic diagram. , FIG. 31 is a characteristic diagram of engine cooling water temperature WT vs. torque correction amount TV, and FIG. 32 is a graph showing elapsed time τ after engine start vs. torque correction amount Ta.
s characteristic diagram, Figure 33 shows the engine oil temperature-torque correction fTj
Characteristic diagram, Fig. 34 is a diagram showing the target air m A / N m map for target engine torque T7 - engine rotation speed Ne, Fig. 35 is a diagram showing the engine rotation speed N of coefficient Ka
e characteristic diagram, Fig. 36 is a diagram showing the intake air temperature characteristics of the coefficient Kt, Fig. 37 is a diagram showing the atmospheric pressure characteristics of the coefficient Kp, Fig. 38 is a diagram showing the intake air temperature characteristics of the coefficient Ka', Fig. 39 40 is a map for determining the equivalent throttle opening θb for the target air 2A/NO and engine speed Ne, and FIG.
A map showing the relationship between eh and the correction coefficient K, Fig. 41 is an equal air amount characteristic curve showing the relationship between the main throttle valve opening el and the sub throttle valve opening θ2, and Fig. 42 shows the proportional gain Kp.
43 is a diagram showing engine rotation speed characteristics of integral gain Ki, FIG. 44 is a diagram showing engine rotation speed characteristics of differential gain Kd, and FIG. 45 is a diagram showing engine rotation speed characteristics of integral gain Ki.
The figure shows the engine rotation speed characteristics of conversion gain.
Figure 6 is a diagram showing the relationship between the target opening degree θ and the coefficient Ks, No. 47
The figure is a diagram showing engine cooling water temperature WT - step number conversion value Sv. 11-14...Wheel speed sensor, 15...Traction controller, 45...TSn performance WI, 4
5 b, 46b... Coefficient multiplication section, 46... TPn calculation section, 47... Reference torque calculation section, 503... Engine torque calculation section, 507... Target air amount calculation section, 5
12... Target throttle opening calculation section, 53... Centripetal acceleration calculation section, 54... Centripetal acceleration correction section. Applicant's representative Patent attorney Takehiko Suzue (A) es CB) Fig. 0.19 Centripetal acceleration GY Fig. Centripetal acceleration GV Fig. 0.19 Centripetal acceleration G'/ Fig. Fig. Vehicle body speed VB Fig. Vehicle body speed VB Fig. Speed VB Fig. 13 Fig. 11 Fig. Body speed VB Fig. 12 Fig. 14 Fig. Tire slip rate S Fig. 19 Fig. Fig. Vehicle speed VB (κm/h) from the start of control Transmission speed VB. II11 OT Fig. 20 Constant wave temperature XT Cylinder 21 Fig. Time after starting t Fig. 22 Fig. Rotational speed N Fig. Rotational speed Ne Fig. 25 Pump oil pressure 0P Fig. 26 Fig. Fig. Battery voltage vb Fig. 29rlA Fig. Engine Cooling water temperature WT 31 Fig. 34 Engine rotation speed Ne 35 Fig. Elapsed time after engine start T Fig. 32 Engine oil temperature OT Fig. 33 Intake air 1 degree (AT) Fig. 36 Atmospheric pressure (AP) Fig. 37 Figure 38 Figure 41! I40 Figure 39 Engine rotation speed Ne Figure 42 Engine rotation speed Ne Figure 44 Engine rotation speed Ne Figure 45

Claims (1)

【特許請求の範囲】[Claims] 　車両用エンジンへの吸気通路にスロットル弁を設け、
スロットル弁の開度を制御することにより上記エンジン
の出力を制御しているエンジン出力制御装置において、
エンジンが出力すべき目標エンジントルクを算出する目
標エンジントルク算出手段と、上記目標エンジントルク
を発生させるために必要なエンジン１回転当りの目標吸
入空気量を算出する目標吸入空気量算出手段と、上記ス
ロットル弁をバイパスするバイパス空気量を算出するバ
イパス空気量算出手段と、同バイパス空気量に基づく補
正を伴い上記目標吸入空気量算出手段で算出されたエン
ジン１回転当りの吸入空気量から上記スロットル弁の開
度を算出するスロットル弁開度算出手段とを具備したこ
とを特徴とする車両のエンジン出力制御方法。A throttle valve is installed in the intake passage to the vehicle engine,
In the engine output control device that controls the output of the engine by controlling the opening degree of the throttle valve,
a target engine torque calculation means for calculating a target engine torque that the engine should output; a target intake air amount calculation means for calculating a target intake air amount per engine rotation necessary to generate the target engine torque; Bypass air amount calculation means for calculating the amount of bypass air that bypasses the throttle valve, and the intake air amount per engine revolution calculated by the target intake air amount calculation means with correction based on the bypass air amount. 1. A method for controlling an engine output of a vehicle, comprising: a throttle valve opening calculation means for calculating an opening of a throttle valve.