JPH0610424B2 - 内燃機関の過給圧制御方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 Ａ．発明の目的 (1) 産業上の利用分野 本発明は、実際の過給圧と目標過給圧との偏差に応じて
制御量を決定し、該制御量に基づいて前記過給圧が前記
目標過給圧となるようにフィードバック制御を行なう内
燃機関の過給圧制御方法に関し、特に過渡状態から定常
状態に至る過給圧制御を適切に行ない得るようにした内
燃機関の過給圧制御方法に関する。

(2) 従来の技術 排ガス流をタービン駆動源とする所謂可変容量型ターボ
チャージャその他の過給圧制御可能な過給機付内燃機関
において、適宜のアクチュエータ（たとえば過給圧や吸
気管内負圧を作動圧としたダイヤフラムを含む圧力応動
型作動系、あるいはステップモータ等を利用した作動系
等）により過給圧を制御する場合、フィードバック制御
が従来から用いられている。

これは、上記アクチュエータや過給機本体の構成部品の
製造時のばらつき等の個体間差、あるいは使用に伴う耐
久性劣化等の経年変化により過給圧が左右され、このた
め過給圧を所望の値に制御するときに予め設定した制御
量で運転すると過給圧の大きな変化を招く（同一制御量
を適用しても、本来ならばそれに対応して作動すべき前
記アクチュエータ等の作動制御系の調整作動量が、既述
のような個体間差や経年変化に起因して異なったものに
なる）場合があるのに対し、過給圧のフィードバック制
御を行なうと、そのような問題を解決することができる
からである。すなわちフィードバック制御は、目標過給
圧と実際の過給圧との偏差を検出し、該偏差が零となる
ように偏差に応じて制御量を決定して制御を行なうもの
であるので、たとえ使用アクチュエータに個々のばらつ
きがあったとしても、また経年変化が生じていたとして
も、それらの影響がフィードバック制御において吸収さ
れ、補正されることになる。

したがって過給圧を機関運転状態に対応した所要目標圧
に制御する際、過給圧が当該目標圧となるように上記偏
差に基づいて制御量を決定して過給圧を目標過給圧に制
御するフィードバック制御を行なうことが望ましい。

(3) 発明が解決しようとする課題 ところが、上記フィードバックは、場合によっては過給
圧の不所望な異常上昇などを引き起こす原因ともなる。
すなわち、急激に過給圧が上昇する場合等のいわゆる過
渡状態にあっては、制御系の応答遅れにより制御量が過
給圧調整に追従できず、過給圧の異常上昇、異常降下お
よびハンチング等の現象が生じる。

特に加速時に、それに応え機関出力を上昇させるべく過
給圧を急減に増大させる必要がある場合において、該運
転状態に応じて高く設定した目標過給圧に向かって過給
圧が上昇するときには、過給圧がその目標過給圧を超え
てオーバーシュートし、そのオーバーシュートが大きく
なればなる程ハンチング期間が長くなって過給圧制御が
不安定となり、また過度のオーバーシュートによりオー
バーブーストが生じればノッキングなどが発生し、これ
もまた加速時の運転性を阻害することになる。

そこで本出願人は、上記過渡状態におけるフィードバッ
ク制御の不具合を解消すべく、過渡状態においては過給
圧制御をオープンループ制御とし、定常状態ではフィー
ドバック制御を行なうようにした過給圧制御方法を先に
提案（特開昭６３−１２９１２６号公報）しており、こ
れによれば、従前のものに比べて安定な過給圧制御を行
なうことが可能となる。

ところが、上記提案にかかる制御方法のように、過渡状
態と定常状態とでオープンループ制御とフィードバック
制御とを使い分ける場合、次のような点では改良の余地
があり、それをも改善すれば、より一層安定した過給圧
制御を行なうことが可能となる。

すなわちフィードバック制御に移行させるにあたり、フ
ィードバック制御開始の判断を過給圧の状態のみで判断
すると、運転状態によっては早めにフィードバック制御
状態に入り過ぎたり、また場合によっては逆になかなか
フィードバック制御状態に入らない状態も発生する。

このように過渡状態から定常状態へと変化する過程で、
状況によりフィードバック制御への移行のタイミングが
適正なものとならない場合が生じ、過給圧上昇時にフィ
ードバック制御状態に早めに入り過ぎたときには、その
ときの目標過給圧との偏差がより大きい状態でフィード
バック制御領域に突入して該制御が開始されることにな
るので、オーバーブーストやハンチンチグが発生し易
い。またフィードバック制御状態になかなか入らない場
合には、そのフィードバック制御への移行が遅れれば遅
れる程、その間は既述のフィードバック制御による使用
アクチュエータ等の個体間のばらつき、経年変化などの
補正が困難となる。

本発明は、かかる事情に鑑みてなされたものであり、機
関の運転状況に応じてフィードバック制御への移行のタ
イミングの適正化を図り、もって常に最適な制御状態を
得るようにした内燃機関の過給圧制御方法を提供するこ
とを目的とする。

Ｂ．発明の構成 (1) 課題を解決するための手段 上記目的を達成するために本発明の第１の特徴によれ
ば、機関の所定の運転状態では、実際の過給圧と目標過
給圧との偏差に基づいて過給圧が目標過給圧となるよう
にフィードバック制御を行なう内燃機関の過給圧制御方
法において、フィードバック制御へ移行すべきと判断さ
れた時には、過給圧が第１所定値以下の場合に基本過給
圧制御量を最高過給圧制御量をすると共に、過給圧が前
記第１所定値よりも高い第２所定値を越えるのに応じて
フィードバック制御を開始し、前記第２所定値は過給圧
変化率が大きい程大きな値に変更される。また本発明の
第２の特徴によれば、上記第１の特徹に加えて、過給圧
が前記第１所定値よりも大きく且つ前記第２所定値より
も小さい場合には、前記基本過給圧制御量が過給圧変化
率が正の時に所定量減算され、また同変化率が負の時に
所定量加算される。

(2) 作 用 上記方法によると、フィードバック制御へ移行すべきと
判断された時には、過給圧が第２所定値を越えるのに応
じてフィードバック制御を開始し、しかもその第２所定
値は過給圧変化率が大きい程大きな値に変更されるか
ら、フィードバック制御への移行のタイミングを過給圧
変化に応じて最適なものとすることができる。しかも過
給圧が第２所定値よりも低い第１所定値以下の場合には
基本過給圧制御量を最高過給圧制御量とするので、フィ
ードバック制御への移行が速やかである。

更に第２の特徴によれば、過給圧が前記両所定値の中間
にある場合には、基本過給圧制御量が過給圧変化率が正
の時に所定量減算され、また同変化率が負の時に所定量
加算されるので、その所定量減算により過給圧立上がり
時のオーバーシュートを効果的に防止できるばかりか、
その反動による過給圧の落ち込みが上記所定量加算によ
りカバーされる。

(3) 実施例 以下、図面により本発明の一実施例について説明する
と、多気筒内燃機関の機関本体Ｅにおける各気筒の吸気
ポートには吸気マニホールド１が接続され、この吸気マ
ニホールド１はさらに吸気管２、スロットルボデイ３、
インタクーラ４および可変容量ターボチャージャ５を介
してエアクリーナ６に接続される。また改気筒の排気ポ
ートには排気マニホールド７が接続され、この排気マニ
ホールド７は可変容量ターボチャージャ５を中間部に介
設した排気管８を介して、三元触媒を内蔵した触媒コン
バータ９に接続される。また各気筒の吸気ポートに向け
て燃料をそれぞれ噴射するための燃料噴射弁１０が吸気
マニホールド１の各吸気ポートに近接した部分に取付け
られる。

可変容量ターボチャージャ５には水ジャケット１１が設
けられており、この水ジャケット１１の入口とインタク
ーラ４の入口とは、吸入口をラジエータ１２に接続した
水ポンプ１３の吐出口に並列に接続され、水ポンプ１３
およびインタクーラ４の出口はラジエータ１２に接続さ
れる。しかもラジエータ１２は、機関本体Ｅにおける冷
却水用のラジエータとは別に設けられるものである。

次に第２図、第３図および第４図を参照しながら可変容
量ターボチャージャ５の構成について説明すると、この
ターボチャージャ５は、コンプレッサケーシング１４
と、該コンプレッサケーシング１４の背面を閉塞する背
板１５と、主軸１６を支承する軸受ケーシング１７と、
タービンケーシング１８とを備える。

コンプレッサケーシング１４および背板１５間にはスク
ロール通路１９が画成され、コンプレッサケーシング１
４の中央部には軸方向に延びる入口通路２０が形成され
る。しかもスクロール通路１９の中央部であって入口通
路２０の内端に位置する部分における主軸１６の一端部
にはコンプレッサホイル２１が取付けられる。

コンプレッサケーシング１４と背板１５とは複数のボル
ト２２により締着されており、この背板１５の中央部に
軸受ケーシング１７が接続される。軸受ケーシング１７
には、相互に間隔をあけて一対の軸受孔２３，２４が同
軸に穿設されており、これらの軸受孔２３，２４に挿通
される主軸１６と軸受孔２３，２４との間にはラジアル
軸受メタル２５，２６がそれぞれ介装され、これにより
主軸１６が回転自在にして軸受ケーシング１７に支承さ
れる。また主軸１６のコンプレッサホイル２１側に臨む
段部１６ａと、コンプレッサホイル２１との間には、段
部１６ａ側から順にカラー２７、スラスト軸受メタル２
８およびブッシング２９が介装されており、コンプレッ
サホイル２１の外端に当接するナット３０を主軸１６の
一端部に螺合して締付けることにより、主軸１６のスラ
スト方向支持およびコンプレッサホイル２１の主軸１６
への取付けが行なわれる。

軸受ケーシング１７の上部には、図示しない潤滑油ポン
プに接続される潤滑油導入孔３２が設けられ、軸受ケー
シング１７内にはラジアル軸受メタル２５，２６および
スラスト軸受メタル２８に潤滑油導入孔３２から供給さ
れる潤滑油を導くための潤滑油通路３３が穿設される。
また軸受ケーシング１７の下部には各潤滑部から流出す
る潤滑油を下方に排出するための潤滑油排出口３４が設
けられており、この潤滑油排出口３４から排出される潤
滑油は図示しないオイルサンプに回収される。

ブッシング２９は、背板１５の中央部に穿設された透孔
３５を貫通して配置されており、スラスト軸受メタル２
８から流出する潤滑油がコンプレッサホイル２１側に流
れることを防止するためにブッシング２９の外面および
透孔３５の内面間にはシールリング３６が介装される。
また背板１５とスラスト軸受メタル２８との間にはブッ
シング２９を貫通させるガイド板３７が挟持される。し
たがってスラスト軸受メタル２８から流出した潤滑油は
ブッシング２９から半径方向外方に飛散してガイド板３
７で受止められる。しかもガイド板３７の下部は受止め
た潤滑油を潤滑油排出口３４に円滑に案内すべく彎曲成
形される。

軸受ケーシング１７には、主軸１６の周囲に水ジャケッ
ト１１が設けられるとともに、該水ジャケット１１に水
ポンプ１３（第１図参照）からの水を導くための水供給
口３８ならびに水ジャケット１１からの水をラジエータ
１２（第１図参照）に導くための水排出口３９が穿設さ
れる。しかも水ジャケット１１は、タービンケーシング
１８寄りの部分では主軸１６を囲む円環状に形成される
とともに潤滑油排出口３４の上方に対応する部分では主
軸１６の上方で下方に開いた略Ｕ字状の横断面形状を有
するように形成され、水供給口３８は水ジャケット１１
の下部に連通すべく軸受ケーシング１７に穿設され、水
排出口３９は水ジャケット１１の上部に連通すべく軸受
ケーシング１７に穿設される。

タービンケーシング１８内には、スクロール通路４１
と、該スクロール通路４１に連通して接線方向に延びる
入口通路４２と、スクロール通路４１に連通して軸線方
向に延びる出口通路４３とが設けられる。

軸受ケーシング１７とタービンケーシング１８とは、そ
れらの間に背板４４を挟持するようにして相互に結合さ
れる。すなわちタービンケーシング１８には複数のスタ
ッドボルト４５が螺着されており、軸受ケーシング１７
に係合するリング部材４６をスタッドボルト４５に螺合
するナット４７によって締付けることにより軸受ケーシ
ング１７とタービンケーシング１８とが相互に結合さ
れ、背板４４の外周部に設けられるフランジ部４４ａが
軸受ケーシング１７およびタービンケーシング１８間に
挟持される。

背板４４には固定ベーン部材４８が固着されており、こ
の固定ベーン部材４８によりスクロール通路４１内が外
周路４１ａと流入路４１ｂとに区画される。該固定ベー
ン部材４８は、出口通路４３に同軸に嵌合する円筒部４
８ａと、該円筒部４８ａの中間部外面から半径方向外方
に張出す円板部４８ｂと、該円板部４８ｂの外周端から
背板４４側に向けて延びる複数たとえば４つの固定ベー
ン４９とから成り、主軸１６の他端部に設けられるター
ビンホイル５０が該固定ベーン部材４８内に収納され
る。前記円筒部４８ａは、その外面に嵌着されたシール
リング５１を介して出口通路４３に嵌合され、固定ベー
ン４９がボルト５２により背板４４に結合される。

固定ベーン４９は、周方向に等間隔をあけた位置でター
ビン部材４８の外周部に設けられるものであり、各固定
ベーン４９はそれぞれ円弧状に形成される。また各固定
ベーン４９間には、主軸１６の軸線と平行にして背板４
４に回動自在に枢着された回動軸５３に一端を固着され
た可動ベーン５４がそれぞれ配置され、これらの可動ベ
ーン５４により各固定ベーン４９間の空隙の流通面積が
調整される。

各可動ベーン５４は、固定ベーン４９と同等の曲率の円
弧状に形成されており、第３図の実線で示す全閉位置
と、鎖線で示す全開位置との間で回動可能である。しか
も各回動軸５３は、背板４４および軸受ケーシング１７
間に配置されるリンク機構５５を介してアクチュエータ
６０に連結されており、そのアクチュエータ６０の作動
により各可動ベーン５４が同期して開閉駆動される。

背板４４および軸受ケーシング１７間には、タービンホ
イル５０の背部に延びるシールド板５６が挟持されてお
り、このシールド板５６により流入路４１ｂを流れる排
ガスの熱が軸受ケーシング１７の内部に直接伝達される
ことが極力防止される。また排ガスが軸受ケーシング１
７内に漏洩することを防止するために、タービンケーシ
ング１８内に主軸１６を突出させるべく軸受ケーシング
１７に設けられた透孔５７に対応する部分で、主軸１６
にはラビリンス溝として機能する複数の環状溝５８が設
けられる。

かかる可変容量ターボチャージャ５では、機関本体Ｅか
ら排出される排ガスが、入口通路４２から外周路４１ａ
に流入し、可動ベーン５４の回動量に応じた可動ベーン
５４および固定ベーン４９間の空隙の流通面積に応じた
流速で排ガスが流入路４１ｂ内に流入し、タービンホイ
ル５０を回転駆動して出口通路４３から排出される。こ
の際、各可動ベーン５４および固定ベーン４９間の空隙
の流通面積が小さくなるとタービンホイル５０すなわち
主軸１６の回転速度が速くなり、各可動ベーン５４およ
び固定ベーン４９間の空隙の流通面積が大きくなるとタ
ービンホイル５０すなわち主軸１６の回転速度が遅くな
る。このタービンホイル５０の回転に応じてコンプレッ
サホイル２１が回転し、エアクリーナ６から入口通路２
０に導かれた空気が、コンプレッサホイル２１により圧
縮されながらスクロール通路１９を経てインタクーラ４
に向けて供給されることになる。したがって可動ベーン
５４をタービンケーシング１８の半径方向最外方に位置
させて固定ベーン４９との間の空隙流通面積を最小とし
たときに過給圧が最大となり、可動ベーン５４をタービ
ンケーシング１８の半径方向最内方に位置させて固定ベ
ーン４９との間の空隙流通面積を最大としたときに過給
圧が最小となる。

この可変容量ターボチャージャ５における空気圧縮時の
温度上昇による軸受ケーシング１７の温度上昇が水ジャ
ケット１１への冷却水の供給により極力防止され、また
吸気温の上昇がインタクーラ４への冷極水の供給により
防止される。

再び第１図において、可変容量ターボチャージャ５の可
動ベーン５４を駆動するためのアクチュエータ６０は、
ハウジング６１と、該ハウジング６１内を第１圧力室６
２および第２圧力室６３に区画するダイヤフラム６４
と、第１圧力室６２を収縮する方向にダイヤフラム６４
を付勢すべくハウジング６１およびダイヤフラム６４間
に介装される戻しばね６５と、ダイヤフラム６４の中央
部に一端を連結されるとともに第２圧力室６２側でハウ
ジング６１を気密にかつ移動自在に貫通してリンク機構
５５に他端が連結される駆動ロッド６６とを備える。し
かも駆動ロッド６６とリンク機構５５とは、ダイヤフラ
ム６４が第２圧力室６３を収縮する方向に撓んで駆動ロ
ッド６６が伸長作動したときに、各可動ベーン５４がタ
ービンケーシング１８の半径方向内方に回動して各固定
ベーン４９との間の空隙流通面積を増大するように連結
される。

第１圧力室６２には、可変容量ターボチャージャ５およ
びインタクーラ４間の吸気路が過給圧Ｐ_２を供給すべく
レギュレータ６７、絞り６８および電磁制御弁６９を介
して接続されるとともに、エアクリーナ６および可変容
量ターボチャージャ５間の吸気路が絞り７５を介して接
続される。この電磁制御弁６９はデューティ制御される
ものであり、そのソレノイド７０のデューティ比が大と
なるのに応じて第１圧力室６２の圧力が増大、すなわち
駆動ロッド６６およびリンク機構５５を介して可変ター
ボチャージャ５の可動ベーン５４が内方側に回動駆動さ
れる。また第２圧力室６３には、スロットルボデイ３よ
りも下流側の吸気路が吸気圧Ｐ_Ｂを供給すべく逆止弁７
１および電磁開閉弁７２を介して接続される。この電磁
開閉弁７２は、そのソレノイド７３の励磁に応じて開弁
するものであり、該電磁開閉弁７２の開弁に応じて第２
圧力室６３に吸気圧Ｐ_Ｂが供給されると、アクチュエー
タ６０は可変容量ターボチャージャ５の可動ベーン５４
を内方側に駆動する。

電磁制御弁６９のソレノイド７０および電磁開閉弁７２
のソレノイド７３の励磁および消磁は制御手段Ｃにより
制御されるものであり、該制御手段Ｃには、機関本体Ｅ
内に設けられた水ジャケット（図示せず）の水温Ｔ_ｗを
検出する水温検出器Ｓ_ｗと、インタクーラ４よりも下流
側の吸気温度Ｔ_Ａを検出する吸気温センサＳ_Ａと、エア
クリーナ６および可変容量ターボチャージャ５間の吸気
圧Ｐ_Ａを検出する吸気圧センサＳ_ＰＡと、可変容量ター
ボチャージャ５およびインタクーラ４間の吸気路の過給
圧Ｐ_２を検出する過給圧センサＳ_Ｐ２と、スロットルボ
デイ３よりも下流側の吸気圧Ｐ_Ｂを検出する吸気圧セン
サＳ_ＰＢと、機関回転数Ｎ_Ｅを検出する回転数検出器Ｓ
_Ｎと、スロットルボデイ３におけるスロットル弁７４の
開度θ_ＴＨを検出するスロットル開度検出器Ｓ_ＴＨと、
車速Ｖを検出する車速検出器Ｓ_Ｖと、自動変速機におけ
るシフト位置を検出するためのシフト位置検出器Ｓ_Ｓと
が接続される。而して制御手段Ｃは、それらの入力信号
すなわち水温Ｔ_Ｗ、吸気温度Ｔ_Ａ、吸気圧Ｐ_Ａ、過給圧
Ｐ_２、吸気圧Ｐ_Ｂ、機関回転数Ｎ_Ｅ、スロットル開度θ
_ＴＨ、車速Ｖおよび自動変速機のシフト位置信号に基づ
いて前記ソレノイド７０，７３の励磁および消磁を制御
する。

次に制御手段Ｃにおける制御手順を説明するが、先ず電
磁制御弁６９におけるソレノイド７０のデューティ制御
について第５図のメインルーチンを参照しながら説明す
る。ただしこのメインルーチンでソレノイド７０の励磁
および消磁を制御するためのデューティＤ_ＯＵＴは、そ
の値が大きくなるにつれてソレノイド７０のデューティ
比が小さくなるものであり、Ｄ_ＯＵＴ＝０はデューティ
比１００％に対応し、Ｄ_ＯＵＴ＝１００はデューティ比
０％に対応する。

第１ステップＳ１では始動モードであるか否か、すなわ
ち機関がクランキング中であるか否かが判定され、始動
モードであるときには、第２ステップＳ２でデューティ
Ｄ_ＯＵＴが０、すなわち電磁制御弁６９を全開にして可
動ベーン５４と固定ベーン４９との間の空隙流通面積が
最大となるように設定される。これはクランキング中に
は機関が不安定な状態にあり、かかる不安定状態で燃焼
室に過給圧を導入することは不安定を助長するものであ
るので、可動ベーン５４と固定ベーン４９との間の空隙
流通面積を最大にして過給圧が燃焼室に導入されること
を回避するためである。またクランキング中は運転者も
給気の過給を要求することはなく、可動ベーン５４と固
定ベーン４９との間の空隙流通面積を小さくする必要は
ない。次の第３ステップ３ではフィードバック制御開始
を遅延させるためのタイマｔ_{ＦＢＤＬＹ}がリセットさ
れ、その後、第４ステップＳ４からデューティＤ_ＯＵＴ
が出力される。

前記タイマｔ_{ＦＢＤＬＹ}は第６図で示す手順に従って演
算されるものであり、過給圧Ｐ_２の変化率ΔＰ_２によっ
て３つのタイマｔ_{ＦＢＤＬＹ１}，ｔ_{ＦＢＤＬＹ２}，ｔ
_{ＦＢＤＬＹ３}のうち１つが選択される。ここで前記変化
率ΔＰ_２は、今回の過給圧Ｐ_２ｎと、６回前の過給圧Ｐ
_２ｎ−６との差（ΔＰ_２＝Ｐ_２ｎ−Ｐ_２ｎ−６）で求め
られる。すなわち第５図に示すメインルーチンはＴＤＣ
信号により更新されるが、ＴＤＣ信号１回だけでは過給
圧Ｐ_２の変化率が小さ過ぎるので、過給圧挙動すなわち
前記変化率ΔＰ_２を正確に読込むために６回前の過給圧
Ｐ_２ｎ−６との差を求めるようにしたものである。また
設定変化率ΔＰ_２ＰＴＬおよび設定高変化率ΔＰ
_２ＰＴＨは機関回転数Ｎ_Ｅに応じて予め定められている
ものであり、ΔＰ_２≦ΔＰ_２ＰＴＬのときにはｔ
_{ＦＢＤＬＹ１}が設定され、ΔＰ_２ＰＴＬ＜ΔＰ_２≦ΔＰ
_２ＰＴＨのときにはｔ_{ＦＢＤＬＹ２}が設定され、ΔＰ
_２ＰＴＨ＜ΔＰ_２のときにはｔ_{ＦＢＤＬＹ３}が設定され
る。しかもｔ_{ＦＢＤＬＹ１}＜ｔ_{ＦＢＤＬＹ２}＜ｔ
_{ＦＢＤＬＹ３}であり、過給圧変化率ΔＰ_２が小さいとき
すなわち過給圧Ｐ_２が緩やかに変化しているときには遅
延時間が小さく設定され、過給圧変化率ΔＰ_２が大きい
ときすなわち過給圧Ｐ_２が急激に変化しているときには
遅延時間が大きく設定される。これによりオープンルー
プ制御からフィードバック制御への移行時に過不足のな
い時間ｔ_{ＦＢＤＬＹ}が設定され、その移行時にハンチン
グ現象が生じることを充分に回避することが可能とな
る。

第１ステップＳ１で始動モードではないと判断されたと
きには、第５ステップＳ５で水温Ｔ_Ｗが設定低水温Ｔ
_ＷＬ未満であるかどうかが判断され、設定低水温Ｔ_ＷＬ
未満であるときには第２ステップＳ２に進む。ここでＴ
_Ｗ＜Ｔ_ＷＬが成立する場合として考えられる機関の運転
状態は、たとえば機関の始動初期あるいは外気温が極低
温状態であるとき等であり、機関の始動初期にはその運
転状態が不安定な状態が続き、また外気温が極低温であ
るときには吸気密度が上がるので充填効率が上昇して異
常燃焼の原因となる。このようなときに、過給圧を燃焼
室に導入することは機関の不安定状態や異常燃焼を助長
することになる。また極低温時には電磁制御弁６９自体
の作動不良も考えられ、制御手段Ｃによる指示通りに電
磁制御弁６９が挙動しないおそれがある。そこで、Ｔ_Ｗ
＜Ｔ_ＷＬであるときには、第２ステップＳ２に進んでＤ
_ＯＵＴ＝０とするものである。

第５ステップＳ５で、Ｔ_Ｗ≧Ｔ_ＷＬ以上であると判断さ
れたときには第６ステップＳ６に進む。この第６ステッ
プＳ６では水温Ｔ_Ｗが設定高水温Ｔ_ＷＨを超えるかどう
かが判断され、設定高水温Ｔ_ＷＨを超えるときには第２
ステップＳ２に進む。ここでＴ_Ｗ＞Ｔ_ＷＨが成立する場
合として考えられるのは、たとえば機関が高負荷運転を
続行している場合、外気温が極高温の場合および機関本
体Ｅの冷却水系に異常が発生している場合等である。こ
れら全ての状態では吸気密度が低下すなわち充填効率が
下降し、これが未燃焼等の異常燃焼の原因となる。この
ように機関が不安定な状態にあるときに過給圧を燃焼室
に導入することは前記不安定状態を助長することになる
ので、第２ステップＳ２でデューティＤ_ＯＵＴ＝０とす
るものである。また極高温時にはソレノイド７０のイン
ダクタンス特性が変化し易く、通常状態での設定挙動と
異なる挙動をするおそれがあり、そのようなことを回避
する点からも第２ステップＳ２に進ませるものである。
第６ステップＳ６でＴ_Ｗ≧Ｔ_ＷＨであると判断されたと
きには第７ステップＳ７に進む。すなわち水温Ｔ_Ｗが設
定低水温Ｔ_ＷＬ以上であって設定高水温Ｔ_ＷＨ以下の範
囲にあるときに第７ステップＳ７に進み、それ以外のと
きには第２ステップＳ２に進む。

第７ステップＳ７では、過給圧Ｐ_２が第７図で示すよう
に予め設定されている高過給圧判定ガード値Ｐ_２ＨＧを
超えるかどうかが判定され、Ｐ_２＞Ｐ_２ＨＧであるとき
には第２ステップＳ２に進み、Ｐ_２≦Ｐ_２ＨＧであると
きには第８ステップＳ８に進む。ここで高過給圧判定ガ
ード値Ｐ_２ＨＧは、機関回転数Ｎ_Ｅに応じて変化するも
のであり、機関回転数Ｎ_Ｅに対応したノック限界値以下
で最高出力が得られるように設定されるものである。そ
の限界低回転数域では低速変速段で伝動部材にかかかる
トルクが正、限界高回転域では機関本体Ｅの耐久性が正
となり、それぞれ中回転数域より低いＰ_２ＨＧが設定さ
れている。この高過給圧判定ガード値Ｐ_２ＨＧを超える
過給圧Ｐ_２が検出されたときには、第２および第３ステ
ップＳ２，Ｓ３を経た第４ステップＳ４でデューティ比
を１００％として過給圧Ｐ_２の低下が図られるととも
に、燃料噴射がカットされる。

第８ステップＳ８では基本過給圧制御量としての基本デ
ューティＤ_Ｍが検索される。この基本デューティＤ
_Ｍは、機関回転数Ｎ_Ｅとスロットル開度θ_ＴＨとに応じ
て予め設定されており、その設定テーブルから基本デュ
ーティＤ_Ｍが検索される。このように基本過給圧制御量
としての基本デューティＤ_Ｍを機関回転数Ｎ_Ｅとスロッ
トル開度θ_ＴＨとで定まるマップにより検索すること
で、機関の各運転状態を的確に判断することができる。
これは機関回転数Ｎ_Ｅ単独あるいはスロットル開度θ
_ＴＨ単独では減速時や過渡運転状態を的確には判断し得
ないためである。なおスロットル開度θ_ＴＨを機関の負
荷状態を示すパラメータの代表として採用しているが、
吸気圧Ｐ_Ｂや燃料噴射量に代替しても同等の効果が得ら
れるものである。

次の第９ステップＳ９では、自動変速機のシフト位置が
第１速位置にあるかどうかが判定され、第１速位置にあ
るときには第１０ステップＳ１０に進み、第１速位置以
外のシフト位置にあるときには第１１ステップＳ１１に
進む。

第１０ステップＳ１０では、第８図で示すサブルーチン
に従って基本デューティＤ_Ｍの減算が行なわれる。すな
わち機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気圧Ｐ_Ｂで定まる運転状態
に応じて減量が必要である判別ゾーンが第９図の斜線で
すように予め設定されており、この判別ゾーン内にある
か、判別ゾーン外にあるかに応じて基本デューティＤ_Ｍ
の減算を行なうかどうかが判定される。ところで第９図
では機関回転数Ｎ_Ｅ−吸気圧Ｐ_Ｂにより機関のトルク変
化を見ており、判別ゾーンの境界線は第１速位置でのギ
ヤ軸の許容トルク量を示すものである。すなわち第１速
位置でギヤ軸にかかる力が過負荷にならないように、第
９図で示すように各運転域での判別を機関回転数Ｎ_Ｅお
よび吸気圧Ｐ_Ｂで的確に判断している。判別ゾーン外に
あるときには基本デューティＤ_Ｍをそのままにして第１
２ステップＳ１２に進むが、判別ゾーン内にあるときに
は、フラグＦが０であるかどうかすなわちフィードバッ
ク制御状態にあるかどうかが判断された後、オープン制
御状態にあるときにはＤ_Ｍ＝Ｄ_Ｍ−Ｄ_Ｆなる減算が行な
われ、フィードバック制御状態にあるときにはＰ
_２ＨＥＦ＝Ｐ_２ＲＥＦ−ΔＰ_{２ＲＥＦＦ}なる減算が行な
われる。ここで、Ｄ_Ｆは予め設定された減算値である。
またＰ_２ＲＥＦはフィードバック制御状態であるときに
用いる目標過給圧、ΔＰ_２ＲＥＦは予め設定された減算
値であるが、後述のフィードバック制御の個所で詳述す
る。

第１１ステップＳ１１では、第１０図で示すサブルーチ
ンに従って基本デューティＤ_Ｍの減算が行なわれる。す
なわちスロットル開度θ_ＴＨが設定スロットル開度θ
_ＴＨＯＳを超え、機関回転数Ｎ_Ｅが設定回転数Ｎ_ＥＯＳ
を超え、吸気圧Ｐ_Ｂが設定吸気圧Ｐ_ＢＯＳを超え、前回
の機関回転数Ｎ_Ｅの変化率ΔＮ_Ｅが正、今回の機関回転
数Ｎ_Ｅの変化率ΔＮ_Ｅが負であるときには、オープン制
御状態にあるときにＤ_Ｍ＝Ｄ_Ｍ−Ｄ_０Ｓなる減算が行な
われ、フィードバック制御状態にあるときにＰ_２ＲＥＦ
＝Ｐ_２ＲＥＦ−ΔＰ_{２ＲＥＦＯＳ}なる減算が行なわれ、
それ以外のときには基本デューティＤ_Ｍをそのままにし
て第１２ステップＳ１２に進む。ここでＤ_０Ｓ，ΔＰ
_{２ＲＥＦＯＳ}は予めめ設定された減算値である。

第１２ステップＳ１２では、スロットル開度θ_ＴＨが予
め設定されているスロットル開度θ_ＴＨＦＢを超えかど
うかが判定される。この設定スロットル開度θ_ＴＨＦＢ
はオープンループ制御からフィードバック制御に移行さ
せるかどうかを判断するために設定されたものである。
このように判定パラメータとしてスロットル開度θ_ＴＨ
を採用することで、運転者が加速すなわち過給ゾーンを
要求しているかどうかを的確に判別することができる。
θ_ＴＨ≦θ_ＴＨＦＢであるときすなわちオープンループ
制御を継続するときには、第１３ステップＳ１３で、第
６図で示した遅延タイマｔ_{ＦＢＤＬＹ}をリセットし、さ
らに第１４ステップＳ１４に進む。

第１４ステップＳ１４では、デューティ用補正係数Ｋ
_{ＭＯＤｉｊ}を検索する。この補正係数Ｋ_{ＭＯＤｉｊ}は、
機関回転数Ｎ_Ｅと吸気温度Ｔ_Ａとで定まるマップで検索
されるものであり、後述のように最適過給圧Ｐ_２が所定
偏差内に収まったときに学習され、その学習により随時
更新される。ここで補正係数Ｋ_{ＭＯＤｉｊ}の初期値は１
である。

次の第１５ステップＳ１５ではデューティ用大気圧補正
係数Ｋ_ＰＡＴＣ（０．８〜１．０）が吸気圧Ｐ_Ａに対応
して決定され、さらに次の第１６ステップＳ１６でデュ
ーティ用吸気温補正係数Ｋ_ＴＡＴＣ（０．８〜１．３）
が吸気温度Ｔ_Ａに対応して決定される。第１７ステップ
Ｓ１７では過給圧Ｐ_２の変化率ΔＰ_２に応じた設定減算
デューティＤ_Ｔが、第１１図のサブルーチンに従って決
定される。すなわちスロットル開度θ_ＴＨが設定スロッ
トル開度θ_ＴＨＦＢよりも大きいときには第１２図
(a)，(b)，(c)で示すように過給圧Ｐ_２の変化率ΔＰ_２
および機関回転数Ｎ_Ｅよって設定された設定減算デュー
ティＤ_Ｔが選択され、θ_ＴＨ≦θ_ＴＨＦＢであるときに
はＤ_Ｔ＝０とされる。

第１２図(a)は機関回転数Ｎ_Ｅが予め設定されている第
１切換回転数Ｎ_ＦＢ１（たとえば３０００ｒＰｍ）以下
であるときの設定減算デューティＤ_Ｔを示し、第１２図
(b)は機関回転数Ｎ_Ｅが第１切換回転数Ｎ_ＦＢ１を超え
て第２切換回転数Ｎ_ＦＢ２（たとえば４５００ｒｐｍ）
以下であるときの設定減算デューティＤ_Ｔを示し、第１
２図(c)は機関回転数Ｎ_Ｅが第２切換回転数Ｎ_ＦＢ２未
満であるときの設定減算デューティＤ_Ｔを示すものであ
る。ここで設定減算デューティＤ_Ｔは、後述の第１９図
に示す通り目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦよりも低い設定値Ｐ
_２ＳＴを実際の過給圧Ｐ_２が超えたときから処理される
もので、過給圧Ｐ_２の立上がり時のオーバーシュートを
防止するためのものである。しかもＤ_Ｔを、第１２図お
よび上述のように、機関回転数Ｎ_Ｅおよび過給圧変化率
ΔＰ_２に応じて持替えているが、これは設定値Ｐ_２ＳＴ
に到達する際の機関回転数Ｎ_Ｅにより、また過給圧変化
率ΔＰ_２によりオーバーシュート量に違いがあるため、
上記持替えによって各運転域におけるデューティ制御を
最適にすることを目的とするものである。ここではΔＰ
_２が大きい程、またＮ_Ｅが大きい程、Ｄ_Ｔは大きく設定
される。

さらに第１８ステップＳ１８では、設定加算デューティ
Ｄ_ＴＲＳが、第１３図で示すサブルーチンに従って決定
される。すなわちオープンループ制御であってしかも過
給圧Ｐ_２の変化率ΔＰ_２が負の状態であるときには第１
４図(a)，(b)，(c)で示すように−ΔＰ_２および機関回
転数Ｎ_Ｅによって設定されている設定加算デューティＤ
_ＴＲＢが選択され、さらに設定減算デューティＤ_Ｔが０
とされる。またフィードバック制御状態であってΔＰ_２
が正であるときには設定加算デューティＤ_ＴＲＢが０と
される。この設定加算デューティＤ_ＴＲＢも上述の設定
減算デューティＤ_Ｔと同様に、機関回転数Ｎ_Ｅおよび一
の過給圧変化率−ΔＰ_２に応じて第１４図に示す通り持
替えられるものであり、Ｎ_Ｅが大きい程、−ΔＰ_２が大
きい程Ｄ_ＴＲＢが大きくなるように設定され、これによ
り各運転域においてハンチングの少ない安定した過給圧
Ｐ_２が得られるようなデューティ制御が可能となる。す
なわち運転開始から所定領域Ｐ_２ＳＴまでＤ_ＯＵＴ＝１
００として可動ベーン５４を固定ベーン４９との間の空
隙流通面積が最小となるようにして過給圧Ｐ_２を上昇せ
しめ、過給圧Ｐ_２が設定圧Ｐ_２ＳＴを超えてからはオー
バーシュート防止用の設定減算デューティＤ_Ｔの反動と
して発生するハンチングを防止すべく設定加算デューテ
ィＤ_ＴＲＢを加算することにより各運転域で安定した過
給圧制御を可能とするものである。したがって第４ステ
ップＳ４から出力される出力デューティＤ_ＯＵＴは、上
述の内容および外的要因を加味した機関の運転状態を総
合的に勘案した設定となっている。

このように補正係数Ｋ_{ＭＯＤｉｊ}，Ｋ_ＰＡＴＣ，Ｋ
_ＴＡＴＣ、、設定減算デューティＤ_Ｔおよび設定加算デ
ューティＤ_ＴＲＭが決定された後には第１９ステップＳ
１９に進む。

第１９ステップＳ１９では、デューティＤ_ＯＵＴが次式
により補正される。

Ｄ_ＯＵＴ＝Ｋ_ＴＡＴＣ×Ｋ_ＰＡＴＣ×Ｋ_{ＭＯＤｉｊ}×
（Ｄ_Ｍ＋Ｄ_ＴＲＢ−Ｄ_Ｔ） さらに第２０ステップＳ２０では、オープンループ制御
であることを示すべくフラグＦ＝１とし、第２１ステッ
プＳ２１ではデューティＤ_ＯＵＴがリミット値を超えて
いないかどうかをチエックする。すなわち機関回転数Ｎ
_Ｅに応じてデューティＤ_Ｔのリミット値が予め設定され
ており、そのリミット値から外れるかどうかをチェック
し、リミット値から外れていないときに、第４ステップ
Ｓ４でデューティＤ_ＯＵＴが出力される。

第１２ステップＳ１２ではθ_ＴＨ＞θ_ＴＨＦＢであると
判断されたときには、第２２ステップＳ２２に進む。こ
の第２２ステップＳ２２では、前回のフラグＦが１であ
るかどうか、すなわち前回がオープンループ制御状態で
あったかどうかが判定され、Ｆ＝１のときには第２３ス
テップＳ２３で過給圧Ｐ_２がオープンループにおけるデ
ューティ制御開始判別過給圧Ｐ_２ＳＴを超えるかどうか
が判定される。このデューティ制御開始判別過給圧Ｐ
_２ＳＴはＰ_２ＳＴ＝Ｐ_２ＲＥＦ−ΔＰ_２ＳＴにより得ら
れるものであり、ΔＰ_２ＳＴは第１５図(a)、(b)、(c)
で示すように機関回転数Ｎ_Ｅに応じて設定されている。
ここでΔＰ_２ＳＴは、上述のＤ_Ｔ，Ｄ_ＴＲＢと同様に、
最適なデューティ制御をすべく機関回転数Ｎ_Ｅおよび過
給圧変化率ΔＰ_２に応じて持替えられるものであり、機
関回転数Ｎ_Ｅが大きくなる程、また過給圧変化率ΔＰ_２
が大きくなる程大きくなるように設定される。

第２３ステップＳ２３でＰ_２＞Ｐ_２ＳＴであるときには
第２４ステップＳ２４で過給圧Ｐ_２がフィードバック制
御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢを超えるかどうかが判定され
る。このフィードバック制御開始判別過給圧Ｐ
_２ＦＢは、Ｐ_２ＦＢ＝Ｐ_２ＲＥＦ−ΔＰ_２ＦＢにより得
られるものであり、ΔＰ_２ＦＢは第１６図(a)、(b)、
(c)で示すように機関回転数Ｎ_Ｅに応じて設定されてい
る。すなわちΔＰ_２ＦＢは、前記ΔＰ_２ＳＴ，Ｄ_Ｔ，Ｄ
_ＴＲＢと同様に、最適なデューティ制御すべく機関回転
数Ｎ_Ｅおよび過給圧変化率ΔＰ_２に応じて持替えられる
ものであり、機関回転数Ｎ_Ｅが大きくなる程、また過給
圧変化率ΔＰ_２が大きくなる程小さくなるように設定さ
れており、フィードバック制御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢ
は機関回転数Ｎ_Ｅが大きくなる程、また過給圧変化率Δ
Ｐ_２が大きくなる程大きくなる。この第２４ステップＳ
２４でＰ_２＞Ｐ_２ＦＢであるときには第２５ステップＳ
２５に進む。

第２５ステップＳ２５では遅延タイマｔ_{ＦＢＤＬＹ}が経
過しているかどうかが判定され、経過しているときには
第２６ステップＳ２６に進む。また第２２ステップＳ２
２でＦ＝０であったときには第２３〜２５ステップＳ２
３〜Ｓ２５を迂回して第２６ステップＳ２６に進み、第
２３ステップＳ２３でＰ_２≦Ｐ_２ＳＴであるときには第
２７ステップＳ２７に、第２４ステップＳ２４でＰ_２≦
Ｐ_２ＦＢであるときには第１３ステップＳ１３に、第２
５ステップＳ２５で遅延タイマｔ_{ＦＢＤＬＹ}が経過して
いないときには第１４ステップＳ１４にそれぞれ進む。

第２７ステップＳ２７ではデューティＤ_ＯＵＴが１００
とされ、次いで第２８ステップＳ２８でタイマｔ
_{ＦＢＤＬＹ}をリセットして第４ステップＳ４に進む。

第２６ステップＳ２６では、過給圧変化率ΔＰ_２の絶対
値がフィードバック制御判定過給差圧Ｇ_ｄＰ２を超える
かどうかが判断される。このフィードバック制御判定過
給差圧Ｇ_ｄＰ２はたとえば３０mmＨｇに設定されてお
り、ΔＰ_２の絶対値がフィードバック制御判定過給差圧
Ｇ_ｄＰ２を超えるときには第１４ステップＳ１４に戻
り、ΔＰ_２の絶対値がフィードバック制御判定過給差圧
Ｇ_ｄＰ２以下であるときには第２９ステップＳ２９に進
む。ここで｜ΔＰ_２｜＞Ｇ_ｄＰ２であるときにフィード
バック制御を開始するとハンチングを生じる原因となる
ので、第１４ステップＳ１４に戻ってオープンループ制
御を行なうのであるが、上述の通りオープンループ制御
においてＤ_Ｔ，Ｄ_ＴＲＢによる補正を行なってハンチン
グおよびオーバーシュートを防止するようにしているの
で、第２６ステップＳ２６はフェールセーフ機能を果た
すことが主眼となる。

第２９ステップＳ２９からはフィードバック制御が開始
されるものであり、先ず第２９ステップＳ２９で機関回
転数Ｎ_Ｅおよび吸気温度Ｔ_Ａにより予め設定されている
目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦが検索される。ここでフィードバ
ック制御は、先ず第１２ステップＳ１２においてθ_ＴＨ
＞θ_ＴＨＦＢを満足することが前提となっており、この
前提条件で機関の運転状態を的確に判断し得るパラメー
タとして機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気温度Ｔ_Ａにより定ま
る目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦが検索されるものである。θ
_ＴＨ＞θ_ＴＨＦＢつまり機関の中、高負荷状態では機関
回転数Ｎ_Ｅおよびスロットル開度θ_ＴＨはほぼ同一の挙
動を示すものであり、Ｎ_Ｅは機関の運転状態を示す有効
なパラメータとなるものである。また吸気温度Ｔ_Ａ２
は、第１図に示した通りインタクーラ４の下流側の吸気
温度であり燃焼室に導入される吸気状態を的確に示すパ
ラメータとなる。したがって機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気
温度Ｔ_Ａで定まるマップにより目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦを
決定することで、機関の運転状態に即応した値を設定し
得ることになる。

次の第３０ステップＳ３０では自動変速機のシフト位置
が第１速位置であるか否かが判定される。第１速位置で
あるときには、第３１ステップＳ３１において前述の第
８図で示したサブルーチンに従って運転状態が判別ゾー
ン（第９図の斜線部）にあるときにＰ_２ＲＥＦ＝Ｐ
_２ＲＥＦ−ΔＰ_{２ＲＥＦＦ}なる演算が行なわれ、第３３
ステップＳ３３に進む。このΔＰ_{２ＲＥＦＦ}は、シフト
位置が第１速位置にあるときに対応して設定される減算
値である。また第３０ステップＳ３０でシフト位置が第
１速位置以外の位置にあると判定されたときには、第３
２ステップＳ３２において前述の第１０図で示したサブ
ルーチンに従ってＰ_２ＲＥＦ＝Ｐ_２ＲＥＦ−ΔＰ
_{２ＲＥＦＯＳ}なる演算が行なわれ、第３３ステップＳ３
３に進む。しかもΔＰ２_{ＲＥＦＯＳ}はシフト位置が第１
速位置以外の状態にあるときに対応して設定される減算
値である。

第３３ステップＳ３３では吸気圧Ｐ_Ａに応じて予め設定
されている過給圧用大気圧補正係数Ｋ_ＰＡＰ２ならびに
デューティ用大気圧補正係数Ｋ_ＰＡＴＣが決定され、さ
らに第３４ステップＳ３４で次の演算が行なわれる。

Ｐ_２ＲＥＦ＝Ｐ_２ＲＥＦ×Ｋ_{ＲＥＦＴＢ} 上記式でＫ_{ＲＥＦＴＢ}は機関のノック状態に対応した補
正係数である。

第３５ステップＳ３５では、目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦと今
回の過給圧Ｐ_２との偏差の絶対値が設定値Ｇ_Ｐ２以上で
あるかどうかが判定される。該設定値Ｇ_Ｐ２はフィード
バック制御時の不感帯定義圧であり、たとえば２０mmＨ
ｇ程度に設定される。目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦと実際の過
給圧Ｐ_２との偏差の絶対値が前記設定値Ｇ_Ｐ２以上であ
るときには、第３６ステップＳ３６に進み、設定値Ｇ
_Ｐ２未満であるときには第４３ステップＳ４３に進む。

第３６ステップＳ３６では、デューティの比例制御項Ｄ
_Ｐが次式により演算される。

Ｄ_Ｐ＝Ｋ_Ｐ×（Ｐ_２ＲＥＦ−Ｐ_２） 上記式においてＫ_Ｐは比例制御項に係るフィードバック
係数であり、第１７図に示すサブルーチンに従って求め
られる。この第１７図において、機関回転数Ｎ_Ｅが第１
切換回転数Ｎ_ＦＢ１以下であるときにはＫ_Ｐ１が得られ
るとともに後述の積分制御項に係るフィードバック係数
Ｋ_１１が得られ、機関回転数Ｎ_Ｅが第１切換回転数Ｎ
_ＦＢ１を超えて第２切換回転数Ｎ_ＦＢ２以下であるとき
には、Ｋ_Ｐ２，Ｋ_１２が得られ、さらに機関回転数Ｎ_Ｅ
が第２切換回転数Ｎ_ＦＢ２を超えるとＫ_Ｐ３，Ｋ_１３が
得られる。

第３７ステップＳ３７では前述の第１４ステップＳ１４
と同様に、機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気温度Ｔ_Ａに応じた
補正係数Ｋ_{ＭＯＤｉｊ}が検索され、第３８ステップＳ３
８では前回のフラグＦが１であるかどうかすなわち初め
てのフィードバック制御状態であるかどうかが判定さ
れ、Ｆ＝１であったときには第３９ステップＳ３９で前
回の積分制御項Ｄ_{Ｉ（ｎ−１）}が次式に従って演算され
る。

Ｄ_{Ｉ（ｎ−１）}＝Ｋ_ＴＡＴＣ×Ｋ_ＰＡＴＣ×Ｄ_Ｍ×（Ｋ
_{ＭＯＤｉｊ−１）} この演算終了後には第４０ステップＳ４０に進むが、第
３８ステップＳ３８でＦ＝０であったときには第３９ス
テップＳ３９を迂回して第４０ステップに進む。

第４０ステップＳ４０では、今回の積分制御項Ｄ_Ｉｎが
次式に従って演算される。

Ｄ_Ｉｎ＝Ｄ_{Ｉ（ｎ−１）}＋Ｋ_Ｉ＋（Ｐ_２ＲＥＦ−Ｐ_２） その後、第４１ステップＳ４１でデューティＤ_ＯＵＴが
演算される。すなわち、 Ｄ_ＯＵＴ＝Ｋ_ＴＡＴＣ×Ｋ_ＰＡＴＣ×Ｄ_Ｍ＋Ｄ_Ｐ＋Ｄ
_Ｉｎ なる演算が行なわれ、第４２ステップＳ４２でフラグＦ
＝０とした後に第２１ステップＳ２１に進む。

さらに第３５ステップＳ３５で目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦと
実際の過給圧Ｐ_２との偏差の絶対値が設定値Ｇ_Ｐ２未満
であるときには第４３ステップＳ４３でＤ_Ｐ＝０、Ｄ
_Ｉｎ＝Ｄ_{Ｉ（ｎ−１）}とされる。次いで第４４ステップ
Ｓ４４ないし第４７ステップＳ４７では、水温Ｔ_Ｗが或
る一定範囲すなわちＴ_{ＷＭＯＤＬ}を超えてＴ_{ＷＭＯＤＨ}
未満にあるかどうか、リタード量Ｔ_２ＲＥＴが０かどう
かすなわちノック状態から外れているかどうか、シフト
位置が第１速位置以外であるかどうか、Ｋ_{ＲＥＦＴＢ}が
１．０以下であるかどうかが判定され、それらの条件を
全て満たしたときには第４８ステップＳ４８に進み、そ
れらの条件から１つでも外れたときには第４１ステップ
Ｓ４１に進む。

第４８ステップＳ４８では、デューティ用補正係数Ｋ
_{ＭＯＤｉｊ}の学習のための係数Ｋ_Ｒが次式に従って演算
される。

Ｋ_Ｒ＝（Ｋ_ＴＡＴＣ×Ｄ_Ｍ＋Ｄ_Ｉｎ）÷（Ｋ_ＴＡＴＣ×
Ｄ_Ｍ） 次いで第４９ステップＳ４９では、補正係数Ｋ
_{ＭＯＤｉｊ}の検索および学習を行なうべく、 なる演算が行なわれ、さらに第５０ステップＳ５０で第
４９ステップＳ４９で得られたＫ_{ＭＯＤｉｊ}が記憶され
る。

このような電磁制御弁６９におけるソレノイド７０のデ
ューティ制御によると、自動変速機のシフト位置が第１
速位置にあるときには、オープンループ制御状態であれ
ば、第１０ステップＳ１０において機関の運転状態が第
９図の判別ゾーンにあるときに基本デューティＤ_ＭがＤ
_Ｆだけ減算され、フィードバック制御状態では第３１ス
テップＳ３１において前記判別ゾーンにあるときに目標
過給圧Ｐ_２ＲＥＦがΔＰ_２ＲＥＦだけ減算される。した
がってシフト位置が第１速位置であるときの急速進、過
負荷等による自動変速機への過負荷を基本デューティＤ
_Ｍの減少に伴う過給圧の減少により防止することができ
る。また第１速位置のままオープンループ制御からフィ
ードバック制御に移行しても、目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦが
減算されてるので、移行時にハンチングが生じることを
防止することができる。

また第１８図の下方に示すようなシフトチェンジを行っ
た場合を想定する。この場合、シフトチェンジ時には、
機関回転数Ｎ_Ｅが上昇するのに対して、制御手段Ｃによ
るアクチュエータ６０の作動にはタイムラグがある。そ
のため、過給圧Ｐ_２が機関回転数Ｎ_Ｅに対応せず、オー
バーシュートが生じて過給圧Ｐ_２が第１８図の破線で示
すように特に中、高速域からの加速直後のシフトチェン
ジ時に限界値を超えてしまうおそれがある。しかるに、
第１１ステップＳ１１および第３２ステップＳ３２にお
いて、第１０図で示すようなサブルーチンに従ってデュ
ーティＤ_Ｍおよび目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦの減算が行なわ
れる。すなわち、シフトチェンジ時には、スロットル開
度θ_ＴＨが所定値θ_ＴＨＯＳを超え、機関回転数Ｎ_Ｅが
所定値Ｎ_ＥＯＳを超え、吸気圧Ｐ_Ｂが所定値Ｐ_ＢＯＳを
超えたとき、すなわち中、高速域での過給圧Ｐ_２の変化
率ΔＰ_２に応じて、オープンループ制御では基本デュー
ティＤ_ＭがＤ_ＯＳだけ減算され、フィードバック制御で
は目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦがΔＰ_{２ＲＥＦＯＳ}だけ減算さ
れる。これにより第１８図の実線で示すようにシフトチ
ェンジ時のオーバーシュートを大幅に減少し、ハンチン
グ現象が生じるのを回避することができ、安定的な過給
圧制御が可能となる。

さらにオープンループ制御からフィードバック制御に移
行する際には、第１９図で示すように過給圧Ｐ_２の落ち
込みをカバーして、速やかにフィードバック制御に移行
することができる。すなわち運転開始時にはデューティ
Ｄ_ＯＵＴが１００すなわちデューティ比が０％となって
おり、スロットル開度θ_ＴＨが設定スロットル開度θ
_ＴＨＦＢ未満であるオープンループ制御時には、第１８
ステップＳ１８における第１３図のサブルーテンに従っ
てＤ_Ｔ＝０とされる。そしてθ_ＴＨ＞θ_ＴＨＴＢとなっ
たときにオープンループ制御からフィードバック制御側
に移行し始めるが、過給圧Ｐ_２がＰ_２ＳＴを超えたとき
にθ_ＴＨ＞θ_ＴＨＦＢであるときにはＤ_Ｍ＝Ｄ_Ｍ−Ｄ_Ｔ
としてオーバーシュートを防止する。

ところが上述のようにＤ_Ｔだけ減算すると、その反動で
過給圧Ｐ_２が第１９図の破線で示すように落ち込むこと
がある。しかるにΔＰ_２≦０であればＤ_Ｔ＝０とし、Ｄ
_ＴＲＢだけ加算するようにしたので、過給圧Ｐ_２の落ち
込みをカバーしてフィードバック制御に速やかに移行す
ることができ、ハンチング現象のない過給圧制御の拡大
が可能となる。

ところで、オープンループ制御からフィードバック制御
に移行させるかどうかを判定するためのフィードバック
制御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢ（＝Ｐ_２ＲＥＦ−ΔＰ
_２ＦＢ）は、機関の運転状態や環境条件に応じて変化せ
しめられるものであり、それにより状況に応じて常に適
切な制御状態を得ることができる。

すなわち前記フィードバック制御開始判別過給圧Ｐ
_２ＦＢは、過給圧の変化率ΔＰ_２が大きくなる程大きく
なるように設定される。それにより過給圧の変化率ΔＰ
_２が大きいときには過給圧の変化率ΔＰ_２が小さいとき
よりもフィードバック制御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢを大
きくして適切なタイミングでフィードバック制御に移行
することができ、フィードバック制御による異常上昇お
よびハンチング等を防止することができる。

また変速機のギヤ位置が低速すなわち第１速位置にある
場合には、第１０ステップＳ１０および第３１ステップ
Ｓ３１で目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦが他のシフト位置にある
ときよりも低く設定される。これによりフィードバック
制御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢは低速ギヤにあるときには
より低く設定されることになり、シフト位置に応じて過
給圧特性を異ならしめるようにしても常に適切なタイミ
ングでフィードバック制御に移行させることが可能とな
る。

さらにフィードバック制御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢは、
環境条件としての吸気温Ｔ_Ａと、大気圧を示す指標とし
てのエアクリーナ６を通過した直後の吸気圧Ｐ_Ａとによ
ってＥ変更される。すなわち目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦは、
機関回転数Ｎ_Ｅおよび吸気温Ｔ_Ａにより設定されてお
り、しかも該目標過給圧Ｐ_２ＲＥＦは大気圧補正係数Ｋ
_ＰＡＴＣで補正される。而してフィードバック制御開始
判別過給圧Ｐ_２ＦＢは吸気温Ｔ_Ａおよび吸気圧Ｐ_Ａによ
り変化することになる。すなわち吸気温Ｔ_Ａが低ければ
フィードバック制御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢも低くさ
れ、また吸気圧Ｐ_Ａが低い程高くされことになり、この
ようにフィードバック制御開始を判別するためのフィー
ドバック制御開始判別過給圧Ｐ_２ＦＢを環境条件によっ
て変更することによってもフィードバック制御移行への
タイミングを適切に行なうことができる。

上述の電磁制御弁６９におけるソレノイド７０のデュー
ティ制御は、電磁開閉弁７２が閉弁している状態で行な
われるものであり、この電磁開閉弁７２が開弁すると、
アクチュエータ６０における第２圧力室６３に吸気圧Ｐ
_Ｂが供給されて、アクチュエータ６０は可変容量ターボ
チャージャ５における可動ベーン５４が固定ベーン４９
との間の空隙流通面積を大とする方向に作動する。

次に第２０図を参照しながら電磁開閉弁７２のソレノイ
ド７３を制御するための制御手段Ｃにおける手順につい
て説明する。ここで第５図のメインルーチンに基づいて
アクチュエータ６０の第１圧力室６２への過給圧Ｐ_２導
入用電磁制御弁６９の作動を制御する他に、アクチュエ
ータ６０の第２圧力室６３に電磁開閉弁７２を介して吸
気圧Ｐ_Ｂを導入することにより、より精密な制御が可能
となる。これは過給圧Ｐ_２を可変容量ターボチャージャ
５およびインタクーラ４間で検出しているのでスロット
ル弁７４の微少な作動を感知し得ないのに対し、吸気圧
Ｐ_Ｂはスロットル弁７４よりも下流側から導出されるの
でスロットル弁７４の微小な作動を検知可能であるから
である。すなわちターボチャージャ５の動きを確実に検
知する過給圧センサＳ_Ｐ２と、スロットル弁７４の動き
を確実に検知する吸気圧センサＳ_ＰＢとの両方にてター
ボチャージャ５含む吸気系全体の作動をより正確に反映
することが可能となる。

第１ステップＬＬ１では、機関の始動後に所定時間たと
えば２分間が経過したかどうかが判定され、所定時間が
経過していないときには第２ステップＬ２に進んでソレ
ノイド７３が励磁され、アクチュエータ６０により可動
ベーン５４が固定ベーン４９との間の流通面積を大とす
る方向に作動する。これは冷間時の始動に対処するもの
であり、冷間時の過過給が防止され、また触媒温度を緩
やかに上昇させることができる。この第１ステップＬ１
で所定時間が経過しているときには第３ステップＬ３に
進み、車速Ｖがヒステリシスを有して設定された判定車
速Ｖ_ＯＰ３たとえば９０／８７km／ｈうを超えるかどう
かが判定され、Ｖ＞Ｖ_ＯＰ３であるときには第４ステッ
プＬ４に進み、Ｖ≦Ｖ_ＯＰ３であるときには第５ステッ
プＬ５に進む。

第４ステップＬ４では、スロットル開度θ_ＴＨが設定ス
ロットル開度変化率Δθ_{ＴＨＯＰ２}未満であるかどうか
が判定される。この設定スロットル開度変化率θ
_{ＴＨＯＰ２}はヒステリシスを有して設定されており、Δ
θ_ＴＨ＜Δθ_{ＴＨＯＰ２}であるときには第２ステップＬ
２に進み、それ以外のときには第５ステップＬ５に進
む。

第５ステップＬ５では車速Ｖが設定車速Ｖ_ＯＰ１未満で
あるかどうかが判定される。該設定車速Ｖ_ＯＰ１はヒス
テリシスを有するものであり、たとえば６５／６３km／
ｈに設定される。Ｖ＜Ｖ_ＯＰ１であれば第７ステップＬ
７に進み、またＶ≧Ｖ_ＯＰ１であるときに第６ステップ
Ｌ６に進んでソレノイド７３を消磁する。また第７ステ
ップＬ７では、車速Ｖが設定車速Ｖ_ＯＰ２未満であるか
どうかが判定される。この設定車速Ｖ_ＯＰ２はヒステリ
シスを有するものであり、たとえば４／３km／ｈに設定
されている。Ｖ＞Ｖ_ＯＰ２のときには第１２ステップＬ
１２に進み、Ｖ≦Ｖ_ＯＰ２のときには第８ステップＬ８
に進む。

第８ステップＬ８では前回の車速Ｖが前記設定車速Ｖ
_ＯＰ２を超えるかどうかが判定され、Ｖ＞Ｖ_ＯＰ２であ
るときには第９ステップＬ９でタイマｔ_ＯＰをリセット
した後に第１０ステップＬ１０に進み、Ｖ≦Ｖ_ＯＰ２で
あるときには第１０ステップＬ１０に進む。この第１０
ステップＬ１０では前回が励磁状態であったか否かが判
定され、消磁状態であったときには第６ステップＬ６に
進み、励磁状態であったときには第１１ステップＬ１１
でタイマｔ_ＯＰが設定タイマｔ_ＯＰ０を超えるかどうか
を判定して、ｔ_ＯＰ＞ｔ_ＯＰ０であるときには第６ステ
ップＬ６に、またｔ_ＯＰ≦ｔ_ＯＰ０であるときには第２
ステップＬ２に進む。

第１２ステップＬ１２では機関回転数Ｎ_Ｅが設定回転数
Ｎ_ＥＯＰ未満であるかどうかが判定される。この設定回
転数Ｎ_ＥＯＰは、ヒステリシスを有するものであり、た
とえば２５００／２３００ｒｐｍに設定されている。Ｎ
_Ｅ≧Ｎ_ＥＯＰであるときには第６ステップＬ６に、また
Ｎ_Ｅ＜Ｎ_ＥＯＰであるときには第１３ステップＬ１３に
進む。

第１３ステップＬ１３では吸気圧Ｐ_Ｂが設定吸気圧Ｐ
_ＢＯＰ未満であるかどうかが判定される。この設定吸気
圧Ｐ_ＢＯＰはヒステリシスを有するものであり、たとえ
ば−１００／−１５０mmＨｇに設定される。Ｐ_Ｂ≧Ｐ
_ＢＯＰであるときには第６ステップＬ６に、またＰ_Ｂ＜
Ｐ_ＢＯＰであるときには第１４ステップＬ１４に進む。

第１４ステップＬ１４ではスロットル開度θ_ＴＨが設定
スロットル開度θ_ＴＨＯＰ未満であるかどうかが判定さ
れる。この設定スロットル開度θ_ＴＨＯＰはたとえば２
０／１５ｄｅｇに設定される。θ_ＴＨ≧θ_ＴＨＯＰのと
きには第６ステップＬ６に進み、θ_ＴＨ＜θ_ＴＨＯＰの
ときには第１５ステップＬ１５に進む。

さらに第１５ステップＬ１５では、スロットル開度変化
率Δθ_ＴＨが正であり、しかもヒステリシスを有して設
定された設定スロットル開度変化率Δθ_{ＴＨＯＰ１}未満
であるかどうかが判定され、０＜Δθ_ＴＨ＜θ
_{ＴＨＯＰ１}であるときには第２ステップＬ２に、またそ
れ以外のときには第６ステップＬ６に進む。

このような手順を纒めると、第３ステップＬ３および第
４ステップＬ４の判断で、９０／８７km／ｈを超える高
車速時には、０＜Δθ_ＴＨ＜Δθ_{ＴＨＯＰ２}となる緩加
速状態では可変容量ターボチャージャ５の可動ベーン５
４が固定ベーン４９との間の空隙流通面積を大とする方
向に作動する。これによりポンピングロスを防止するこ
とができる。すなわち高車速のクルージング状態では加
速を要求しておらず、可動ベーン５４を過給圧増大側に
作動せしめることは機関の高回転数により発生する背圧
上昇に伴ってポンピングロスが発生するからである。

また第５ステップＬ５で６５／６３km／ｈを超える車速
状態ではソレノイド７３を消磁しているが、これはその
ような高車速状態では第５図で示した電磁制御弁６９の
制御で充分であるからである。さらに第７ステップＬ７
ないし第１１ステップＬ１１では４／３km／ｈ以下の低
車速すなわちほぼ停止している状態で、前回の車速がほ
ぼ停止状態になるときにはタイマをリセットし、そのタ
イマたとえば１分が経過する間ソレノイド７３を励磁し
て、可動ベーン５４を流通面積が大きくなるように作動
せしめる。これは再スタート時には可動ベーン５４が流
通面積を小とする側にあると、過給圧Ｐ_２が一時的に上
昇して発進ギヤ等に過負荷がかかるので、それを防止す
るためのものである。さらに車速が４／３km／ｈ以下の
ときに可動ベーン５４が流通面積を小とする側にある
と、可変容量ターボチャージャ５が慣性等で回転してい
るときにその回転を助長することにより、その場合スロ
ットル開度θ_ＴＨはほぼ全閉であるので過給圧がスロッ
トル弁上流の吸気路内圧を上昇せしめることになる。そ
こで、可動ベーン５４を流通面積が大となる方向に作動
せしめることにより上記昇圧によるサージングの発生が
防止される。しかも冷間時の発進直後の触媒温度上昇に
も寄与することができる。

それ以外の第１２ないし第１５ステップＬ１２〜Ｌ１５
の判定条件により、Ｖ_ＯＰ２＜Ｖ＜Ｖ_ＯＰ１、Ｎ_Ｅ＜Ｎ
_ＥＯＰ、Ｐ_Ｂ＜Ｐ_ＢＯＰＴ、θ_ＴＨ＜θ_ＴＨＯＰ、０＜
Δθ_ＴＨ＜Δθ_{ＴＨＯＰ１}が全て成立したとき、すなわ
ち１０モード走行にあるような部分負荷時の緩加速状態
では、ソレノイド７３を励磁して過給圧Ｐ_２を低下さ
せ、それによりポンピングロスを防止することができ
る。

以上の実施例では、過給圧Ｐ_２を過給圧センサＳ_Ｐ２で
検出するようにしたが、ほぼスロットル全開状態で過給
圧制御を行なうようにすれば、吸気圧センサＳ_ＰＢで検
出される吸気圧Ｐ_Ｂが、過給圧Ｐ_２にほぼ一致するもの
として過給圧制御を行なうことも可能である。

また以上の実施例では可動ベーン５４を作動させて容量
を変化させるようにした可変容量ターボチャージャを取
上げて説明したが、本発明は、ウェストゲート方式およ
び過給圧リリーフ方式の可変容量ターボチャージャにも
適用可能であり、さらに機関の出力動力により駆動され
る所謂スーパーチャージャにも適用可能である。

Ｃ．発明の効果 以上のように、本発明によれば、フィードバック制御へ
移行すべきと判断された時には、過給圧が第２所定値を
越えるのに応じてフィードバック制御を開始し、しかも
その所定値は過給圧変化率が大きい程大きな値に変更さ
れるので、フィードバック制御への移行のタイミングを
過給圧変化に応じて最適なものとすることができ、従っ
てフィードバック制御による過給圧の異常上昇およびハ
ンチング等を防止しつつ過給圧の立上がり速度を早める
ことができ、加速特性の向上に寄与することができる。
しかも上記第２所定値よりも低い第１所定値以下の場合
には基本過給圧制御量を最高過給圧制御量とするので、
フィードバック制御への移行を速やかに進めることがで
き、従って総合的に安定し且つハンチングの少ない速や
かなフィードバック制御への移行が可能となる。

更に第２の特徴によれば、過給圧が前記両所定値の中間
にある場合には、基本過給圧制御量が過給圧変化率が正
の時に所定量減算され、また同変化率が負の時に所定量
加算されるので、その所定量減算により過給圧立上がり
時のオーバーシュートを効果的に防止できるばかりか、
その反動による過給圧の落ち込みを上記所定量加算によ
りカバーすることができて、ハンチングの発生を抑えつ
つフィードバック制御に一層速やかに移行することがで
きる。

【図面の簡単な説明】

図面は本発明の一実施例を示すもので、第１図は内燃機
関の吸気系および排気系を示す全体概略図、第２図は可
変容量ターボチャージャの拡大縦断側面図、第３図は第
２図のIII−III線断面図、第４図は第２図のIV−IV線断
面図、第５図は電磁制御弁を制御するためのメインルー
チンを示すフローチャート、第６図はタイマ選択のため
のサブルーチンを示すフローチャート、第７図は高過給
圧判定ガード値を示すグラフ、第８図は第１速位置での
基本デューティおよび目標過給圧の減算サブルーチンを
示すフローチャート、第９図は第８図のサブルーチンで
用いる判別ゾーンを示す図、第１０図は第１速位置以外
での基本デューティおよび目標過給圧の減算サブルーチ
ンを示すフローチャート、第１１図は設定減算デューテ
ィ決定のためのサブルーチンを示すフローチャート、第
１２図は設定減算デューティのマップを示す図、第１３
図は設定加算デューティ決定のためのサブルーチンを示
すフローチャート、第１４図、第１５図および第１６図
はＤ_ＴＲＢ、ΔＰ_２ＳＴ、ΔＰ_２ＦＢの設定マップをそ
れぞれ示す図、第１７図は比例制御項および積分制御項
に係るフィードバック係数を決定するサブルーチンを示
すフローチャート、第１８図はシフトチェンジ時の吸気
圧の変化を示す図、第１９図はオープンループ制御から
フィードバック制御への移行時のデューティおよび過給
圧の変化を示す図、第２０図は電磁開閉弁を制御するた
めのメインルーチンを示すフローチャートである。 ５……可変容量ターボチャージャ、Ｄ_Ｍ……基本過給圧
制御量としての基本デューティ、Ｄ_Ｔ……所定量として
の設定減算デューティ、Ｄ_ＴＲＢ……所定量としての設
定加算デューティ、Ｐ_２……過給圧、ΔＰ_２……過給圧
変化率、Ｐ_２ＳＴ……第１所定値としてのデューティ制
御開始判別過給圧、Ｐ_２ＦＢ……第２所定値としてのフ
ィードバック制御開始判別過給圧、Ｐ_２ＲＥＦ……目標
過給圧、Ｔ_Ａ……吸気温

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭60−212625（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−26322（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−249621（ＪＰ，Ａ)

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】機関の所定の運転状態では、実際の過給圧
   （Ｐ_２）と目標過給圧（Ｐ_２ＲＥＦ）との偏差に基づい
   て過給圧（Ｐ_２）が目標過給圧（Ｐ_２ＲＥＦ）となるよ
   うにフィードバック制御を行なう内燃機関の過給圧制御
   方法において、フィードバック制御へ移行すべきと判断
   された時には、過給圧（Ｐ_２）が第１所定値
   （Ｐ_２ＳＴ）以下の場合に基本過給圧制御量（Ｄ_Ｍ）を
   最高過給圧制御量とすると共に、過給圧（Ｐ_２）が前記
   第１所定値（Ｐ_２ＳＴ）よりも高い第２所定値（Ｐ
   _２ＦＢ）を越えるのに応じてフィードバック制御を開始
   し、前記第２所定値（Ｐ_２ＦＢ）は過給圧変化率（ΔＰ
   _２）が大きい程大きな値に変更されることを特徴とす
   る、内燃機関の過給圧制御方法。
2. 【請求項２】過給圧（Ｐ_２）が前記第１所定値（Ｐ
   _２ＳＴ）よりも大きく且つ前記第２所定値（Ｐ_２ＦＢ）
   よりも小さい場合には、前記基本過給圧制御量（Ｄ_Ｍ）
   を過給圧変化率（ΔＰ_２）が正の時に所定量（Ｄ_Ｔ）減
   算し、また同変化率（ΔＰ_２）が負の時に所定量（Ｄ
   _ＴＲＢ）加算することを特徴とする、第項記載の内燃
   機関の過給圧制御方法。