JP4321656B2 - 車両制御装置 - Google Patents

Description

この発明は、車両制御装置に係り、特に、モデル式を用いて車両搭載アクチュエータの目標制御量を算出するようにした車両制御装置に関する。

従来、例えば特許文献１には、内燃機関の出力制御装置が開示されている。この従来の装置では、内燃機関の目標トルクを応答良く実現するために、吸気系モデルの逆モデルおよびスロットルモデルの逆モデルをそれぞれ用いて、目標スロットル開度を算出するようにしている。また、上記従来の装置では、上記逆モデルに入力されるパラメータであるエンジン回転速度やバルブタイミングにフィルタ処理を施すことにより、内燃機関の出力制御の安定化を図っている。

特開２００６−２００４６６号公報 特開２００５−６９０２１号公報 特開２００５−６９１４１号公報

ところで、上記従来の技術のように、微分計算がモデル式の導出過程に含まれていると、逐次微小変動するエンジン回転速度や吸気管圧力に対して過剰な反応を示すことになる。より具体的には、モデル式のパラメータとして、エンジン回転速度のような高周波の振動成分を含むパラメータが含まれていると、当該パラメータが微分される過程において意図しないノイズが増幅されてしまうことになる。

上記の問題を解消するために、上記従来の技術のようにフィルタ処理を施すことが考えられるが、そのようなフィルタ処理は、制御の安定性向上には寄与する反面、システムの応答性を犠牲にすることになる。

この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、システムの応答性を損なわずに車両搭載アクチュエータの目標制御量への大きなノイズの重畳を良好に低減させ得る車両制御装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、入力される所定のパラメータを時間微分する微分部を含むモデル式を用いて、車両搭載アクチュエータの目標制御量を算出する車両制御装置であって、
前記所定のパラメータは、比較的高い周波数で振動するパラメータが属する第１のパラメータ群と、比較的低い周波数で振動するパラメータが属する第２のパラメータ群とからなり、
前記モデル式は、前記第２のパラメータ群に属するパラメータのみが時間微分されるように設定されることを特徴とする。

また、第２の発明は、第１の発明において、前記モデル式では、前記第１のパラメータ群の微分部をゼロで近似する処理が施されていることを特徴とする。

また、第３の発明は、第１または第２の発明において、前記モデル式は、前記第１のパラメータ群に属するパラメータを時間微分する微分部を、前記第１のパラメータ群に属するパラメータを前記第２のパラメータ群に属するパラメータで微分する第１微分部と前記第２のパラメータ群に属するパラメータを時間微分する第２微分部との積に変換して表現されたものであることを特徴とする。

また、第４の発明は、車両における制御対象の目標制御対象値と所定のパラメータを入力値として含むモデル式を用いて、当該制御対象を目標制御対象値に制御するために必要とされる車両搭載アクチュエータの目標制御量を算出する車両制御装置であって、
前記モデル式では、前記目標制御対象値が微分対象とされるとともに、前記所定のパラメータの中から少なくとも比較的高い周波数で振動するパラメータが微分対象から除外されていることを特徴とする。

また、第５の発明は、第４の発明において、前記モデル式では、前記所定のパラメータのうちの少なくとも比較的高い周波数で振動するパラメータの微分部をゼロで近似する処理が施されていることを特徴とする。

また、第６の発明は、第４または第５の発明において、前記モデル式は、前記所定のパラメータを含む時定数を有する一次遅れ要素に前記車両搭載アクチュエータの前記目標制御量を与えることによって前記目標制御対象値が算出される式の逆関数として得られる式であることを特徴とする。

また、第７の発明は、第６の発明において、前記モデル式において前記時定数と掛け合わされて微分対象となるのは、前記目標制御対象値のみであることを特徴とする。

また、第８の発明は、第４乃至第７の発明の何れかにおいて、前記目標制御対象値は、内燃機関のトルク目標値または筒内空気量目標値であることを特徴とする。

また、第９の発明は、前記目標制御対象値は、前記アクチュエータに対し比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値と、前記アクチュエータに対し比較的遅い応答を要求する第２のトルク目標値とからなり、
前記車両制御装置は、前記目標制御対象値の中で前記第１のトルク目標値のみを微分対象とするとともに、微分後の前記第１のトルク目標値と、前記第２のトルク目標値とを合算して最終的な目標値を生成することを特徴とする。

また、第１０の発明は、第１乃至第９の発明の何れかにおいて、前記車両搭載アクチュエータは、内燃機関の吸気通路に配置され、モータにより駆動されるスロットルバルブであることを特徴とする。

第１の発明によれば、比較的高い周波数で振動するパラメータが属する第１のパラメータ群が時間微分の対象から除外されることにより、モデル式の出力値、すなわち、車両搭載アクチュエータの目標制御量が算出される過程において、高周波ノイズが増幅されるのを防止することができる。そして、比較的低い周波数で振動するパラメータが属する第２のパラメータ群については時間微分の対象としていることにより、モデル式の演算精度を確保することができる。このように、本発明によれば、システムの応答性を損なわずに車両搭載アクチュエータの目標制御量への大きなノイズの重畳を良好に低減させることができる。

第２の発明によれば、モデル式において、上記第２のパラメータ群のパラメータのみが時間微分されるようにすることができる。

第３の発明によれば、上記第１のパラメータ群に属する高周波で振動するパラメータが時間微分されるのを回避することによって車載搭載アクチュエータの目標制御量への大きなノイズの重畳を良好に低減させつつ、上記第２のパラメータ群に属する低周波で振動するパラメータが時間微分されることによってモデル式の演算精度の確保を図ることができる。

第４の発明によれば、車両における制御対象の目標制御対象値が微分対象とされることによって、モデル式の演算精度を良好に確保することができる。そして、当該目標制御対象値以外でモデル式に入力される所定のパラメータの中から、少なくとも比較的高い周波数で振動するパラメータが微分対象から除外されることによって、モデル式の出力値、すなわち、車両搭載アクチュエータの目標制御量が算出される過程において、高周波ノイズが増幅されるのを防止することができる。このように、本発明によれば、システムの応答性を損なわずに車両搭載アクチュエータの目標制御量への大きなノイズの重畳を良好に低減させることができる。

第５の発明によれば、モデル式において、所定のパラメータのうちの少なくとも比較的高い周波数で振動するパラメータが微分対象から除外されるようにすることができる。

第６の発明によれば、所定のパラメータを含む時定数を有する一次遅れ要素に車両搭載アクチュエータの目標制御量を与えることによって目標制御対象値が算出される式を用いたことで、時定数に含まれる所定のパラメータ（例えば、内燃機関の吸気圧Ｐ_ｍ）が車両の状態（例えば、内燃機関の運転状態）によって変化する場合であっても、その時々の車両の状態でのパラメータの値を知ることによって時定数を把握できれば、車両搭載アクチュエータの調整に伴う制御対象の応答特性を容易に把握できるようになる。そのうえで、モデル式をこのような式の逆関数として得られる式としたことで、上記時定数を有する一次進み要素に車両搭載アクチュエータの目標制御量を与えることによって、制御対象の良好な応答性を実現するために必要とされる車両搭載アクチュエータの目標制御量を取得できるようになる。

第７の発明によれば、上記第６の発明における１次進み要素において、モデル式の演算精度を良好に確保しつつ、比較的高い周波数で振動するパラメータが微分対象とされないようにすることできる。このため、システムの応答性を損なわずに車両搭載アクチュエータの目標制御量への大きなノイズの重畳を良好に低減させることができる。

第８の発明によれば、内燃機関のトルクや筒内空気量の応答性を損なわずに車両搭載アクチュエータの目標制御量への大きなノイズの重畳を良好に低減させたシステムを構築することができる。

第９の発明によれば、車両制御装置の計算負荷を良好に低減させつつ、異なる応答性を要求する２種類のトルク目標値が同時に入力されるケースにも対応することができるようになる。

第１０の発明によれば、モータにより駆動されるスロットルバルブの目標制御量への大きなノイズの重畳を良好に低減させられるので、当該モータの耐久性を良好に確保することができる。

実施の形態１．
［内燃機関のシステム構成］
図１は、本発明の実施の形態１の車両制御装置に搭載される内燃機関システムの構成を説明するための図である。本実施形態のシステムは、多気筒型の内燃機関１０を備えている。内燃機関１０の筒内には、ピストン１２が設けられている。また、内燃機関１０の筒内には、ピストン１２の頂部側に燃焼室１４が形成されている。燃焼室１４には、吸気通路１６および排気通路１８が連通している。

吸気通路１６の入口近傍には、吸気通路１６に吸入される空気の流量に応じた信号を出力するエアフローメータ２０が設けられている。エアフローメータ２０の下流には、スロットルバルブ２２が設けられている。スロットルバルブ２２は、アクセル開度などに基づいてスロットルモータ２４により駆動される電子制御式のバルブである。スロットルバルブ２２の近傍には、スロットル開度θを検出するためのスロットルポジションセンサ２６が配置されている。

スロットルバルブ２２の下流には、内燃機関１０の吸気ポートに燃料を噴射するための燃料噴射弁２８が配置されている。また、内燃機関が備えるシリンダヘッドには、気筒毎に、燃焼室１４の頂部から燃焼室１４内に突出するように点火プラグ３０がそれぞれ取り付けられている。吸気ポートおよび排気ポートには、それぞれ、燃焼室１４と吸気通路１６、或いは燃焼室１４と排気通路１８を導通状態または遮断状態とするための吸気弁３２および排気弁３４が設けられている。

吸気弁３２および排気弁３４は、それぞれ吸気可変動弁（ＶＶＴ）機構３６および排気可変動弁（ＶＶＴ）機構３８により駆動される。可変動弁機構３６、３８は、それぞれ、クランク軸の回転と同期して吸気弁３２および排気弁３４を開閉させるとともに、それらの開閉時期を変更することができる。

内燃機関１０は、クランク軸の近傍にクランク角センサ４０を備えている。クランク角センサ４０は、クランク軸が所定回転角だけ回転する毎に、Ｈｉ出力とＬｏ出力を反転させるセンサである。クランク角センサ４０の出力によれば、クランク軸の回転位置やその回転速度（エンジン回転速度ｎｅ）を検知することができる。また、内燃機関１０は、吸気カム軸の近傍にカム角センサ４２を備えている。カム角センサ４２は、クランク角センサ４０と同様の構成を有するセンサである。カム角センサ４２の出力によれば、吸気カム軸の回転位置（バルブタイミングｖｖｔ）などを検知することができる。

図１に示すシステムは、ＥＣＵ(Electronic Control Unit)５０を備えている。ＥＣＵ５０には、上述した各種センサに加え、排気通路１８内の排気空燃比を検出するための空燃比センサ５２、内燃機関１０の冷却水温度を検出するための水温センサ５４、およびアクセル開度ＰＡを検出するためのアクセル開度センサ５６などが接続されている。また、ＥＣＵ５０には、上述した各種アクチュエータが接続されている。ＥＣＵ５０は、それらのセンサ出力、およびＥＣＵ５０内に仮想的に構成された数理モデル（後述する吸気系のモデルやその逆モデルなど）の演算結果に基づいて、内燃機関１０の運転状態を制御することができる。

［吸気系のモデルの概要］
図２は、図１に示すＥＣＵ５０内に構築されている吸気系のモデルの概要を説明するための図である。吸気系のモデルは、筒内に吸入される筒内充填空気量ｍ_ｃを推定するための数理モデルである。より具体的には、吸気系のモデルは、スロットルバルブ２２を通過するスロットル通過空気量ｍ_ｔを推定するためのスロットルモデルと、スロットルバルブ２２より下流側の吸気通路１６（吸気マニホールド）内の吸気圧Ｐ_ｍ（および吸気温度Ｔ_ｍ）を推定するための吸気管モデルと、吸気弁３２を通過する吸気弁通過空気量（筒内充填空気量）ｍ_ｃを推定するための吸気弁モデルとを含んでいる。これらのスロットル通過空気量ｍ_ｔ、吸気圧Ｐ_ｍ、および筒内充填空気量ｍ_ｃは、以下の式によって算出することができる。

（スロットルモデル通過空気量ｍ_ｔ）
スロットル通過空気量ｍ_ｔ[ｇ／ｓｅｃ]は、次の（１）式に示すように、係数ｆ_ｍｔ(θ)と係数ｇ_ｍｔ(Ｐ_ｍ)の積として表される。

ただし、上記（１）式において、ｆ_ｍｔ(θ)は、以下の図３（Ａ）に示す関係に従って得られる係数であり、ｇ_ｍｔ(Ｐ_ｍ)は、以下の図３（Ｂ）に示す関係に従って得られる係数である。

図３は、ｆ_ｍｔ(θ)およびｇ_ｍｔ(Ｐ_ｍ)をそれぞれ取得するためにＥＣＵ５０内に記憶されているマップの特性をそれぞれ示している。図３（Ａ）に示すように、係数ｆ_ｍｔ(θ)は、スロットル開度θとの関係で一義的に定まる値であり、基本的にスロットル開度θが大きくなるほど大きくなるような特性を有している。このような特性によれば、スロットル開度θが大きくなるほど、スロットル通過空気量ｍ_ｔが大きくなるように算出することができる。また、図３（Ｂ）に示すように、係数ｇ_ｍｔ(Ｐ_ｍ)は、吸気圧Ｐ_ｍとの関係で一義的に定まる値である。係数ｇ_ｍｔ(Ｐ_ｍ)は、吸気圧Ｐ_ｍがある値以下になるまでは吸気圧Ｐ_ｍがスロットル上流空気圧（大気圧）Ｐａよりも低くなるにつれ、大きくなるような特性を有している。このようなｇ_ｍｔ(Ｐ_ｍ)の特性によれば、スロットルバルブ２２の前後の差圧が大きくなるにつれ、スロットル通過空気量ｍ_ｔが多くなるように算出することができる。

（吸気圧Ｐ_ｍおよび吸気温度Ｔ_ｍ）
吸気圧Ｐ_ｍ[Ｐａ]および吸気温度Ｔ_ｍ[Ｋ]は、次の（２ａ）式と（２ｂ）式とを解くことにより算出することができる。

ただし、上記（２ａ）、（２ｂ）式において、Ｒはガス定数であり、Ｖ_ｍは内燃機関１０の吸気マニホールド容積であり、κは比熱比である。

（筒内充填空気量ｍ_ｃ）
筒内充填空気量ｍ_ｃ（ｇ／ｓｅｃ）は、次の（３）式のように表現することができる。

ただし、上記（３）式において、係数ｇ_ｍｃは、吸気圧Ｐ_ｍ、エンジン回転速度ｎｅ、およびバルブタイミングｖｖｔの関数であり、Ｔ_ａはスロットル上流空気温度（大気温度）Ｔ_ａである。

図４は、ｇ_ｍｃ(Ｐ_ｍ、ｎｅ、ｖｖｔ)を取得するためにＥＣＵ５０内に記憶されているマップの特性を示している。より具体的には、ＥＣＵ５０は、エンジン回転速度ｎｅやバルブタイミングｖｖｔ毎に、図４に示すような係数ｇ_ｍｃを吸気圧Ｐ_ｍとの関係で定めたマップを記憶している。図４に示すマップには、吸気圧Ｐ_ｍが高くなるにつれ、変数ｇ_ｍｃが大きくなるような特性が与えられている。このような変数ｇ_ｍｃの特性によれば、吸気圧Ｐ_ｍが高くなるにつれ、筒内充填空気量ｍ_ｃが多くなるように算出することができる。

以上説明した（１）〜（３）式によれば、先ず、上記（２）式に従って吸気圧Ｐ_ｍが得られると、次いで、スロットル開度θをある開度にしたときのスロットル通過空気量ｍ_ｔが上記（１）式に従って判るようになるとともに、筒内充填空気量ｍ_ｃが上記（３）式に従って判るようになる。そして、最新のｍ_ｔ値およびｍ_ｃ値が得られると、次の時点での吸気圧Ｐ_ｍが得られるようになる。このような演算を繰り返すことで、筒内充填空気量ｍ_ｃを逐次算出することが可能となる。

（充填効率ｋｌ_ｃ）
また、筒内に吸入される空気の充填効率ｋｌ_ｃは、上記のようにして得られた筒内充填空気量ｍ_ｃに基づいて、次の（４）式に従って算出することができる。

ただし、上記（４）式において、Ｖ_ｃはシリンダ容積であり、ρ_ａｉｒは空気の密度であり、Ｋ_ｔはｍ_ｃ、ｎｅ以外のパラメータをまとめて表した係数である。

［吸気系のモデルの逆モデルを用いた目標スロットル開度θ_ｒｅｆの算出］
本実施形態のシステムでは、運転者が操作するアクセルペダルの操作量などに基づき実際に要求されるトルク（トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆ）が得られるように、内燃機関１０の実トルクを制御するトルクデマンド制御が実行される。本実施形態のシステムは、運転者の要求に沿ったトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆが得られるような目標スロットル開度θ_ｒｅｆを、図９を参照して後述する手法によって、上記吸気系のモデル式を変形して得た逆モデル式を用いて算出することを特徴としている。

ここでは、先ず、そのような本実施形態の特徴的な手法との対比のために、図５を参照して、本実施形態の特徴的な手法の前提となる手法であって、上記吸気系のモデル式をそのまま逆方向に解くことによって目標スロットル開度θ_ｒｅｆを算出する手法について説明する。図５は、そのような対比のために参照する手法において、内燃機関１０のトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆから目標スロットル開度θ_ｒｅｆが得られるまでの過程を説明するための図である。

図５に示す手法では、内燃機関１０のトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆと筒内空気量目標値（ｋｌ_ｃｒｅｆまたはｍ_ｃｒｅｆ）との関係を定めたトルクマップに基づいて、当該トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを実現するために必要な筒内空気量の目標値が取得される。より具体的には、このトルクマップは、エンジン回転速度ｎｅや点火時期ＳＡなどの所定のエンジンパラメータごとに、トルク目標値との関係で、目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆという形での筒内空気量目標値を定めたマップである。尚、目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆと目標筒内空気量ｍ_ｃｒｅｆはともに筒内空気量の目標値を表す指標となり得るものであるため、筒内空気量の目標値は、ｋｌ_ｃｒｅｆとｍ_ｃｒｅｆのいずれの形でトルクマップから取得されるものであってもよい。

図５に示す手法では、上記吸気系のモデルの（１）〜（４）式を変形して、以下の（５）〜（９）式のような逆モデル式を導出するようにしている。そして、上記トルクマップより得られた目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆと、エンジン回転速度ｎｅなどの所定のエンジンパラメータとを入力値として、当該逆モデル式を利用して筒内空気量目標値を得るために必要とされる目標スロットル開度θ_ｒｅｆを算出するようにしている。

より具体的には、左辺が筒内充填空気量ｍ_ｃだけとなるように上記（４）式を変形することで、次の（５）式が得られる。このような（５）式によれば、目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆに基づいて、目標筒内空気量ｍ_ｃｒｅｆを得ることができる。

また、左辺が吸気圧Ｐ_ｍだけとなるように上記（３）式を変形することで、次の（６）式が得られる。このような（６）式によれば、目標筒内空気量ｍ_ｃｒｅｆと、後述する（９ｂ）式とに基づいて、目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆを得ることができる。

また、左辺がスロットル通過空気量ｍ_ｔだけとなるように上記（２ｂ）式を変形することで、次の（７）式が得られる。このような（７）式によれば、目標筒内空気量ｍ_ｃｒｅｆと目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆとに基づいて、目標スロットル通過空気量ｍ_ｔｒｅｆを得ることができる。

また、左辺がスロットル開度θだけとなるように上記（１）式を変形することで、次の（８）式が得られる。このような（８）式によれば、目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆと目標スロットル通過空気量ｍ_ｔｒｅｆとに基づいて、目標スロットル開度θ_ｒｅｆを得ることができる。

また、上記（２ａ）式の両辺を積分すれば、次の（９ａ）式を得ることができる。そして、次の（９ｂ）式によれば、上記（６）式により得られる目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆと、（９ａ）式により得られるＰ_ｍ／Ｔ_ｍの目標値とから目標吸気温度Ｔ_ｍｒｅｆを得ることができる。

以上説明した図５に示す手法によれば、吸気の応答遅れ等の吸気系のダイナミクスを考慮したフィードフォワード（ＦＦ）制御器を構築することができる。次に、図６および図７を参照して、以上のような逆モデル式を用いて算出した目標スロットル開度θ_ｒｅｆに基づいて筒内空気量を制御した際の効果を説明する。

図６は、吸気系のダイナミクスが考慮されていないＦＦ制御が行われた場合の例を示す図である。この場合には、スロットル開度θは、トルク要求が出された時点において、図６（Ａ）に示すように筒内空気量目標値が得られる値θ_１に制御されることになる。その結果、筒内空気量は、図６（Ｂ）に示すように、吸気遅れを伴って徐々に目標値に近づいていくことになり、良好なトルク応答性が得られない。

図７は、吸気系のダイナミクスが考慮されている上記図５に示す手法によってＦＦ制御が行われた場合の例を示す図である。この場合には、トルク要求が出された時点において、図７（Ａ）に示すように、筒内空気量目標値（≒トルク目標値）が直ちに得られるようにすべく、筒内空気量目標値を実現するために必要なスロットル開度θ_１よりも大きな開度θ_２となるように、目標スロットル開度θ_ｒｅｆが決定される。そして、その後も筒内空気量目標値が直ちに得られるようにする目標スロットル開度θ_ｒｅｆが逐次算出されるようになる。その結果、筒内空気量は、図７（Ｂ）に示すように、筒内空気量目標値に対して良好な応答性が得られるようになる。

図８は、上記図５に示す手法の問題点を説明するための図である。より具体的には、図８（Ａ）は、筒内空気量目標値を周期的に変化させた波形を示している。図８（Ｂ）は、そのような筒内空気量目標値を常に達成できるように逐次算出された目標スロットル開度θ_ｒｅｆの波形を示している。スロットル開度θがこのような目標スロットル開度θ_ｒｅｆに制御されることによって、図８（Ａ）に示すように、筒内空気量目標値に精度良く追従した筒内空気量が得られるようになる。

しかしながら、スロットルモータ２４に最終的に指令されることになる目標スロットル開度θ_ｒｅｆには、図８（Ｂ）に示すように大きなノイズが重畳してしまう。その原因は、以下の通りである。すなわち、目標スロットル通過空気量ｍ_ｔｒｅｆを得るための上記（７）式には、目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆを時間微分した項が含まれている。そして、目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆを得るための上記（６）式には、エンジン回転速度ｎｅなどのように振動し易く、その信号に高周波ノイズが重畳し易い計測値（エンジンパラメータ）が含まれている。従って、上記（７）式において目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆが時間で微分される際に、目標吸気圧Ｐ_ｍｒｅｆに含まれるエンジンパラメータの高周波ノイズが増幅されてしまう。このような理由と、上記（９ｂ）式から上記（６）式へのループ計算の存在によって計算値が振動し易いことと相まって、目標スロットル開度θ_ｒｅｆには、大きなノイズが重畳してしまう。

スロットルモータ２４への指令値である目標スロットル開度θ_ｒｅｆに大きなノイズが重畳してしまうと、スロットルモータ２４が細かな制御量で頻繁に調整されるようになり、スロットルモータ２４の発熱量が大きくなる。発熱量の増大は、スロットルモータ２４の性能低下を招く可能性がある。また、スロットルバルブ２２が細かな制御量で頻繁に動作されるようになると、スロットルバルブ２２が摩耗によって劣化することも懸念される。

［実施の形態１の特徴部分］
図９は、本実施の形態１において、筒内空気量目標値を実現するために必要とされる目標スロットル開度θ_ｒｅｆを算出するために用いられる手法を説明するための図である。図９に示す本実施形態の手法においても、上記（１）〜（４）式までの吸気系のモデルの式を利用する点においては、対比のために上記図５に示す手法と同じである。しかし、図９に示す手法では、上記吸気系のモデルの式をそのまま逆方向に解くのではなく、当該吸気系のモデルの式を、以下に示すような状態依存型の線形なモデル（微分方程式）に変形および近似した形で利用するようにしている。

より具体的には、図９（Ａ）に示すように、吸気系のモデルによれば、既述した通り、スロットル開度θとともにエンジン回転速度ｎｅや点火時期ＳＡなどの他のエンジンパラメータを与えることによって、筒内充填空気量ｍ_ｃを取得することができる。図９に示す手法では、上記吸気系のモデルの式を図９（Ｂ）に示すような状態依存の係数αを用いた簡素な伝達関数（Ｋ／（１＋αｓ））を含む式に変形して表すようにしている。

上記の伝達関数（Ｋ／（１＋αｓ））を利用する状態依存型の線形モデルによれば、スロットル開度θや所定のエンジンパラメータをモデルの入力値とすれば、筒内空気量を得ることが可能となる。そのうえで、図９に示す手法では、上記のような簡素な伝達関数（Ｋ／（１＋αｓ））の逆関数を利用して、図９（Ｃ）に示すように、筒内空気量目標値を実現するために必要とされるスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆを取得するようにしている。

次に、図９（Ａ）に示す吸気系のモデルの式から図９（Ｂ）に示す伝達関数（Ｋ／（１＋αｓ））を含む式への変形について説明する。
先ず、上記吸気系のモデルの（２ｂ）式中の吸気温度Ｔ_ｍを大気温度Ｔ_ａと近似することによって、当該（２ｂ）式は、以下の（１０ａ）式のように表すことができる。また、上記（３）式中の吸気温度Ｔ_ｍを同じく大気温度Ｔ_ａと近似することによって、当該（３）式は、以下の（１０ｂ）式のように表すことができる。

次に、上記（１０ａ）および（１０ｂ）式とともに、上記（１）および（４）式を引用して、以下のような手順で、次の（１１ｄ）式のように表される充填効率ｋｌ_ｃの微分方程式が求められる。

この場合には、先ず、上記（４）式の両辺を時間微分することで（１１ａ）式が得られる。ここで、ｄｎｅ／ｄｔをゼロとして（１１ａ）式を近似するようにする（すなわち、エンジン回転速度ｎｅを定数として扱うようにする）。これにより、エンジン回転速度ｎｅが（１１ａ）式における微分対象から除かれることによって、（１１ａ）式を（１１ｂ）式のように表すことができる。

次いで、吸気圧Ｐ_ｍを中間変数として、（１１ｂ）式を（１１ｃ）式のように変形したうえで、当該（１１ｃ）式に上記（１）、（１０ａ）、および（１０ｂ）式を代入することによって、（１１ｄ）式を得ることができる。

次いで、充填効率ｋｌ_ｃをＹとし、スロットル開度θと１対１の関係にある変数ｆ_ｍｔ(θ)をＸとしたうえで、上記（１１ｄ）式をラプラス変換する。この際、ラプラス変換後の式中の各パラメータを変数Ｋ、αを使って関係を整理すると、最終的には（１１ｄ）式を次の（１２）式のように表すことができる。

以上のように算出された（１２）式によれば、スロットル開度θと筒内空気量目標値（目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆ）との関係を、１次遅れ要素のように表すことができる。より具体的には、上記（１２）式中の係数Ｋ、αには、時間の関数である吸気圧Ｐ_ｍが含まれているので、当該吸気圧Ｐ_ｍが時々刻々と変化することで、それに伴って係数Ｋ、αが変化することになる。つまり、（１２）式によれば、スロットル開度θと筒内空気量目標値（目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆ）との関係を、吸気圧Ｐ_ｍの状態に依存する係数Ｋ、αで表した簡素な伝達関数（Ｋ／（１＋αｓ））を用いて表すことが可能となる。

また、このような状態依存型の線形モデルによれば、現時点の吸気圧Ｐ_ｍが判れば、その状態からスロットル開度θを所定開度だけ開いたときの空気の応答性は、単純に上記（１２）式中の時定数αの値で判るようになる。つまり、その時々の吸気圧Ｐ_ｍに応じた空気の応答遅れが上記のような簡素な関係式から判るようになる。このため、スロットル開度θの調整に伴う空気の応答特性を把握し易くすることができる。

また、上記（１２）式の逆関数を（１３ａ）式のように算出したうえで、変数Ｋ、αを用いたまま当該（１３ａ）式のラプラス逆変換を行うと、以下のような目標スロットル開度θ_ｒｅｆの算出式（１３ｂ）を得ることができる。

以上のように算出された（１３ｂ）式によれば、筒内空気量目標値（目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆ）を実現するために必要とされるスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆを取得することができる。また、（１３ａ）式によれば、ラプラス演算子ｓに掛けられて微分の対象となるのは、Ｙ、すなわち、筒内空気量目標値（充填効率ｋｌ_ｃ））だけとなり、係数α内のパラメータ、すなわち、エンジン回転速度ｎｅなどの筒内空気量目標値以外のエンジンパラメータを微分対象から除外することができる。

図１０は、上記図９に示す手法によって得られる効果を説明するための図である。以上のように導出される（１３ｂ）式に基づいて、筒内空気量目標値を達成できるようなスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆを算出することとすれば、高周波の振動成分を含むエンジンパラメータ（エンジン回転速度ｎｅなど）が微分対象から除外されることで、モデルの出力値（目標スロットル開度θ_ｒｅｆ）が算出される過程において、高周波ノイズが増幅されるのを防止することができる。また、上記（１３ｂ）式によれば、筒内空気量目標値（ｋｌ_ｃｒｅｆ）が時間微分の対象とされることによって、当該モデル式の演算精度の確保を図ることができる。このため、図１０（Ａ）に示すように、筒内空気量目標値を周期的に変化させた場合において、図１０（Ｂ）に示すように、システムの応答性（空気の応答性）を損なうことなく、目標スロットル開度θ_ｒｅｆの波形からノイズを良好に除去することができる。

また、上記図９に示す手法によれば、運転者からの要求に応じたトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを達成できるようにスロットル開度θの調整を頻繁に行う必要のあるトルクデマンド制御が適用されたシステムにおいて、トルク（空気）の応答性を損なうことなく、スロットルモータ２４の発熱の影響を回避して、スロットルモータ２４の耐久性を十分に確保することができる。

実施の形態２．
次に、図１１乃至図１４を参照して、本発明の実施の形態２について説明する。
［トルク変換を含んだ制御構造］
上述した実施の形態１の手法によれば、筒内空気量目標値を実現するために必要とされるスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆを、ノイズを良好に低減させつつ算出することができる。このような実施の形態１の手法を用いて、トルク目標値を実現するために必要とされるスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆを得るための手法として、次の図１１に示す制御構造が考えられる。

図１１は、対比のために参照するトルク変換を含んだ制御構造を説明するための図である。より具体的には、図１１に示す制御構造では、トルクｔｒｑやエンジン回転速度ｎｅなどのエンジンパラメータを含む関数ｆ_ｅ（ｔｒｑ、ｎｅ、ｅｔｃ．）によって充填効率ｋｌ_ｃが表される。そして、このような関係式に従ってトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを満足する筒内空気量目標値（ｋｌ_ｃｒｅｆやｍ_ｃｒｅｆ）が取得されたうえで、上述した図９に示す手法に従って筒内空気量目標値からスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆが得られるようになる。

図１２は、上記図１１に示す手法の問題点を説明するための図である。上記図１１に示す関係式には、エンジン回転速度などの高周波の振動成分を含むエンジンパラメータが関与している。このため、図１２（Ａ）に示すようなトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを得るべく算出された目標スロットル開度θ_ｒｅｆには、図１２（Ｂ）に示すように、大きなノイズが重畳してしまう。この理由は、当該関係式によって得られた筒内空気量目標値を上記図９に示す状態依存型モデルにおいて微分する際に、エンジンパラメータの変動の影響が増幅され、意図しないノイズが増幅されてしまうからである。

［実施の形態２の特徴部分］
図１３は、本実施の形態２において、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを実現するために必要とされる目標スロットル開度θ_ｒｅｆを算出するために用いられる手法を説明するための図である。本実施形態においては、上記の問題を解消すべく、図１３に示すように、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆと筒内空気量目標値（ｋｌ_ｃｒｅｆ）との関係を含めた状態依存型のモデルを構築するようにした。そして、本実施形態では、当該モデルを用いて、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを一次進み要素に与えることによって、当該トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを実現するために必要とされる目標スロットル開度θ_ｒｅｆを得るようにした。

当該モデルにおいても、上述した実施の形態１と同様に、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆ以外のモデルへの入力値、すなわち、高周波の振動成分を含むエンジンパラメータ（エンジン回転速度ｎｅなど）を微分対象から除外するようにしている。より具体的には、本実施形態では、筒内空気量目標値（目標充填効率ｋｌ_ｃｒｅｆ）の微分を以下の（１４ｂ）式のように近似して取り扱うようにしている。

すなわち、充填効率ｋｌ_ｃは、トルクｔｒｑ、エンジン回転速度ｎｅ、点火時期ＳＡなどの関数ｆ_ｅ（ｔｒｑ、ｎｅ、ｅｔｃ．）であるので、充填効率ｋｌ_ｃを時間微分すると、（１４ａ）式のように表すことができる。本実施形態においては、このような（１４ａ）式中のパラメータの中でトルクｔｒｑ以外のパラメータ、すなわち、高周波の振動成分を含むエンジン回転速度ｎｅの微分値（ｄｎｅ／ｄｔ）などをゼロと近似して、（１４ｂ）式を得るようにしている。

このようにして得られる上記（１４ｂ）式によれば、筒内空気量目標値の微分値（ｄｋｌ_ｃ／ｄｔ）を、微分値（ｄｆ_ｅ／ｄｔｒｑ）とトルク微分値（ｄｔｒｑ／ｄｔ）との積として表すことができる。微分値（ｄｆ_ｅ／ｄｔｒｑ）は、トルクｔｒｑとの関係で定めたマップから取得できる値である。このように、上記（１４ｂ）式によれば、筒内空気量目標値の微分値（ｄｋｌ_ｃ／ｄｔ）を、マップ値とトルク微分値（ｄｔｒｑ／ｄｔ）との積に基づき、エンジン回転速度ｎｅの微分値（ｄｎｅ／ｄｔ）などのノイズ源となる項を除去して取得することが可能となる。

次に、上記図１３に示す状態依存型モデルは、以下に説明する関係に従って得ることができる。
すなわち、先ず、トルクｔｒｑをＹとし、充填効率ｋｌ_ｃ＝Ｆ_ｅ（Ｙ）をＺとし、変数ｆ_ｍｔ(θ)をＸとする。そして、当該ＸとＺを上記（１３ａ）式に代入すると、次の（１５ａ）式を得ることができる。（１５ａ）式中のＺをＹに置き換えると、（１５ｂ）式のように表すことができる。

次いで、上記（１５ｂ）式のラプラス逆変換を行うと、次の（１６）式を得ることができる。

次いで、Ｙ（トルクｔｒｑ）を抜き出しつつ、上記（１６）式を再度ラプラス変換すると、次の（１７Ａ）式を得ることができる。この（１７ａ）式を、以下の係数α’、Ｋ’を用いて整理すると、次の（１７ｂ）式のように表すことができる。これにより、図１３に示す状態依存型モデルの伝達関数（（１＋α’ｓ）／Ｋ’）を得ることができる。

また、上記（１７ｂ）式のラプラス逆変換を行うことにより、以下のような目標スロットル開度θ_ｒｅｆの算出式（１８）を得ることができる。

以上のように算出された（１８）式によれば、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを実現するために必要とされるスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆを取得することができる。また、（１７ｂ）式によれば、ラプラス演算子ｓに掛けられて微分の対象となるのは、Ｙ、すなわち、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆだけとなり、係数α’内のパラメータ、すなわち、エンジン回転速度ｎｅなどのトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆ以外のエンジンパラメータを微分対象から除外することができる。

図１４は、上記図１３に示す手法によって得られる効果を説明するための図である。以上のように導出される（１８）式に基づいて、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを達成できるようなスロットル開度の目標値θ_ｒｅｆを算出することとすれば、高周波の振動成分を含むエンジンパラメータ（エンジン回転速度ｎｅなど）が微分対象から除外されることで、モデルの出力値（目標スロットル開度θ_ｒｅｆ）を算出する過程において、高周波ノイズが増幅されるのを防止することができる。また、上記（１８）式によれば、トルク目標値（ｔｒｑ_ｒｅｆ）が時間微分の対象とされることによって、当該モデル式の演算精度の確保を図ることができる。このため、図１８（Ａ）に示すように、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを周期的に変化させた場合において、図１８（Ｂ）に示すように、システムの応答性（トルクの応答性）を損なうことなく、目標スロットル開度θ_ｒｅｆの波形からノイズを良好に除去することができる。

また、上記図１３に示す手法によれば、運転者からの要求に応じたトルクを達成できるようにスロットル開度θの調整を頻繁に行う必要のあるトルクデマンド制御が適用されたシステムにおいて、トルクの応答性を損なうことなく、スロットルモータ２４の発熱の影響を回避して、スロットルモータ２４の耐久性を十分に確保することができる。

また、上記図１３に示す手法によれば、内燃機関１０の運転状態に応じて変化する吸気系のダイナミクスを考慮することによりトルクの応答性を良好に確保しつつ、ノイズに強い特性を備えるトルクコントローラー（状態依存型モデル）を得ることができる。図１５は、本実施の形態２におけるトルク制御構造を表した図である。本実施形態の状態依存型モデルが上記特性を備えることにより、図１５に示すような当該モデルを含めた内燃機関システムにおける非線形性を無くすことができる。また、これにより、以下のような優れた効果を奏することが可能となる。

図１６は、図１５に示す内燃機関システムの下流側に一次遅れ要素を有するシステムが接続された車両制御システムを表した図である。内燃機関１０が搭載される車両においては、そのような一次遅れ要素（１／（１＋α”ｓ））を有するシステムとしては、例えば、車輪の速度を制御するシステムが考えられる。

本実施の形態２の状態依存型モデルによれば、上述したように、内燃機関システム全体として線形性を備えるようになる。このため、図１６に示すように、当該内燃機関システムの上流側に線形の補償器を設けることによって、内燃機関システムの下流側のシステムの応答性を良好に補償することが可能となる。また、上述したように、本実施の形態２のシステムは、ノイズにも強い（ノイズを増幅させない）ので、内燃機関システムの上流側に設ける線形の補償器として、図１６に示すような一次進み要素を有する補償器を用いることもでき、車両制御システム全体の応答性を更に改善することも可能となる。

尚、上述した実施の形態１または２においては、エンジン回転速度ｎｅ、バルブタイミングｖｖｔ、点火時期ＳＡなどのエンジンパラメータが前記第１または第４の発明における「所定のパラメータ」に相当している。
また、エンジン回転速度ｎｅが前記第１の発明における「第１のパラメータ群に属するパラメータ」に相当しているとともに、上述した実施の形態１における筒内空気量目標値ｋｌ_ｃｒｅｆや上述した実施の形態２におけるトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆが前記第１の発明における「第２のパラメータ群に属するパラメータ」に相当している。

実施の形態３．
次に、図１７乃至図２２を参照して、本発明の実施の形態２について説明する。
［異なる応答性を要求する２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓが同時に存在する場合の課題］
内燃機関１０のトルク制御には、以下のように、異なる応答性を要求する２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓがある。すなわち、例えば、変速機の変速制御などのように車両の挙動を制御するような場合には、比較的早い応答が要求される。ここでは、この場合のトルク目標値を「第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆ」と称する。また、例えば、運転者からトルクが要求されるような場合には、比較的遅い応答が要求される。ここでは、この場合のトルク目標値を「第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓ」と称する。このように、２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓが存在するにも関わらず、何らの配慮もなしに上述した実施の形態２のトルクコントローラーを用いるようにした場合には、すべてのトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓに対して、一律に応答性改善を行ってしまい、当該２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓの双方を十分に満足する応答を得ることができなくなる。

図１７は、比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆへの対応に適したトルクコントローラーと、比較的遅い応答を要求する第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓへの対応に適したトルクコントローラーとを表した図である。
より具体的には、図１７（Ａ）に示すトルクコントローラーは、上述した実施の形態２における上記１３に示す状態依存型モデルを利用したコントローラーを示している。このようなトルクコントローラーによれば、内燃機関１０のトルクを制御する際に、与えられた入力通りのトルクを出力することができるようになり、応答性を良好に改善することが可能となる。つまり、図１７（Ａ）に示すトルクコントローラーは、比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆへの対応に適したトルクコントローラーであるといえる。

一方、図１７（Ｂ）に示すトルクコントローラーは、従来の内燃機関が備えるコントローラーを示している。このようなトルクコントローラーによれば、内燃機関１０のトルクを制御する際に、与えられた入力に対して内燃機関１０が有する応答遅れを残しながらにトルクを出力することができる。このため、乗り心地確保の観点等の理由で過敏な応答が好ましくない場合においては、良好なトルク応答を得ることができる。つまり、図１７（Ｂ）に示すトルクコントローラーは、比較的遅い応答を要求する第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓへの対応に適したトルクコントローラーであるといえる。

以上のような２つのトルクコントローラーの双方を備えておくこととすれば、比較的早い応答のみが要求されている場合には、図１７（Ａ）に示すトルクコントローラーで対応することができるとともに、比較的遅い応答のみが要求されている場合には、図１７（Ｂ）に示すトルクコントローラーで対応することができるようになる。

しかしながら、状況次第では、比較的早い応答と比較的遅い応答とが同時に要求される場合が生じ得る（つまり、第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆと第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓとが同時に存在する場合が生じ得る）。第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆと第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓとが同時に存在する場合には、各トルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓに対応する目標スロットル開度θ_ｒｅｆをそれぞれ別個に算出した後に両者を足し合わせるという手法では、変数Ｋがトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓの大きさ如何によって変化する値であるために、２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓを正確に反映させたトルクを得ることができないという問題があった。

図１８は、上記の問題を回避するために取り得る手法であって、後述する図２０に示す本実施の形態３の手法との対比のために説明する手法を説明するための図である。
対比のために図１８を参照して説明する構成は、遅い方の要求である第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓに対して、内燃機関１０が有する応答遅れ相当の遅れを与えるためのフィルターを備えるようにしている。そして、この手法では、２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓが同時に存在する場合には、上記フィルターを通した後の第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓと、第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆとを足し合わせることによって、フィードフォワード（ＦＦ）制御器（逆モデル）に入力する最終的なトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを算出するようにしている。このような手法によれば、２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓが同時に存在する場合においても、１つのトルクコントローラーで対応することが可能となる。しかしながら、このような手法では、上記のように、第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓに対してフィルターをかけるという処理が必要となるので、計算が冗長となってしまうという問題がある。

［実施の形態３の特徴部分］
図１９は、上述した本発明の実施の形態２に示すトルクコントローラーを用いた場合の利点を説明するための図である。
上述した実施の形態２に示すトルクコントローラーを用いることとすれば、図１９に示すように、ＦＦ制御器を、状態依存の係数αを用いた伝達関数（（１＋αｓ）／Ｋ）の形で表現することが可能となる。そして、この伝達関数（（１＋αｓ）／Ｋ）のように表すことができるようになったことで、図１９に示すように、ＦＦ制御器に対して、微分項αｓを通過するルートと当該微分項αｓを通過しないルートとに分離した状態で、トルク目標値を入力することができるようになる。そこで、本実施形態では、この利点を利用して、以下の図２０を参照して説明するように、比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆのみが微分項αｓを通過するようにした。つまり、言い換えれば、第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆおよび第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓのうち、第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆのみを微分対象とした。

図２０は、本発明の実施の形態３におけるトルクコントローラーを説明するための図である。
より具体的には、図２０に示すように、本実施形態では、比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆのみが微分項αｓを通過するようにするとともに、微分項αｓを通過させないようにした第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆおよび第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓを合算して得られた値を、微分後の第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆと合算して最終的なトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを得るようにした。尚、係数αは、トルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓやエンジン回転速度ｎｅに依存する関数であるため、トルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓなどを入力しないと計算することができない。ここでは、係数αの算出においては、微分項αｓを通過する方の第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆのみでなく、すべてのトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓの合計を用いるようにしている。

以上説明した図２０に示すトルクコントローラーによれば、ＦＦ制御器を伝達関数（（１＋αｓ）／Ｋ）の形で表現することが可能となったことで、異なる応答性を要求する２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓが同時に入力される場合であっても、比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆのみを微分対象とすることができる。このため、簡素な構成を有する単一のトルクコントローラーによって、比較的早い応答要求に対しては、図１７（Ａ）に示すトルクコントローラーと同じ働きを実現することができるとともに、比較的遅い応答要求に対しては、図１７（Ｂ）に示すトルクコントローラーと同じ働きを実現することができる。このため、ＥＣＵ５０の計算負荷を良好に低減させつつ、異なる応答性を要求する２種類のトルク目標値Ｔｉ_ｆ、Ｔｉ_ｓが同時に入力されるケースにも対応することができるようになる。

図２１は、図２０に示すトルクコントローラーを実際に内燃機関１０の制御に適用した場合の効果を説明するためのタイムチャートである。尚、図２１中に「応答性補償なし制御：Ａ」と付して示す波形は、上記図１７（Ｂ）に示すトルクコントローラーを用いた場合の制御を示している。また、図２１中に「エンジン逆モデル制御：Ｂ」と付して示す波形は、上記図１７（Ａ）に示すトルクコントローラーを用いた場合の制御を示している。更に、図２１中に「両対応制御：Ｃ」と付して示す波形は、上記図２０に示すトルクコントローラーを用いた場合の制御を示している。

図２１より、応答性補償なし制御Ａが適用された場合には、遅い応答要求には対応できているものの早い応答要求に対しては追従できていないことが判る。また、エンジン逆モデル制御Ｂが適用された場合には、早い応答要求を直接的に満たしているのでトルク応答が急峻にすぎることが判る。これに対し、図２０に示すトルクコントローラーを用いた両対応制御Ｃが適用された場合には、早い応答要求および遅い応答要求の双方にうまく対応できているのが判る。

図２２は、図２０に示すトルクコントローラーを実際に内燃機関１０の制御に適用した場合の効果を説明するためのタイムチャートである。
上述した実施の形態１〜３における吸気系のモデルは、一次遅れの形で表現されている。しかしながら、図２０に示す本実施形態のトルクコントローラーは、一次遅れ系に限らず、二次遅れ等の他の形の系に対しても、同様の考え方で実現することができるものである。図２２は、吸気系のモデルが二次遅れの形で表現されている内燃機関の制御に適用した場合の効果を説明するものである。

図２２より、二次遅れの形で表現された場合であっても、図２０に示す本実施形態のトルクコントローラーを用いることで、早い応答要求および遅い応答要求の双方にうまく対応できているのが判る。

本発明の実施の形態１の車両制御装置に搭載される内燃機関システムの構成を説明するための図である。 図１に示すＥＣＵ内に構築されている吸気系のモデルの概要を説明するための図である。 ｆ_ｍｔ(θ)およびｇ_ｍｔ(Ｐ_ｍ)をそれぞれ取得するためにＥＣＵ内に記憶されているマップの特性をそれぞれ示す図である。 ｇ_ｍｃ(Ｐ_ｍ、ｎｅ、ｖｖｔ)を取得するためにＥＣＵ内に記憶されているマップの特性を示す図である。 本発明の実施の形態１の手法との対比のために参照する手法において、内燃機関のトルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆから目標スロットル開度θ_ｒｅｆが得られるまでの過程を説明するための図である。 吸気系のダイナミクスが考慮されていないＦＦ制御が行われた場合の例を示す図である。 吸気系のダイナミクスが考慮されている上記図５に示す手法によってＦＦ制御が行われた場合の例を示す図である。 上記図５に示す手法の問題点を説明するための図である。 本発明の実施の形態１において、筒内空気量目標値を実現するために必要とされる目標スロットル開度θ_ｒｅｆを算出するために用いられる手法を説明するための図である。 上記図９に示す手法によって得られる効果を説明するための図である。 対比のために参照するトルク変換を含んだ制御構造を説明するための図である。 上記図１１に示す手法の問題点を説明するための図である。 本発明の実施の形態２において、トルク目標値ｔｒｑ_ｒｅｆを実現するために必要とされる目標スロットル開度θ_ｒｅｆを算出するために用いられる手法を説明するための図である。 上記図１３に示す手法によって得られる効果を説明するための図である。 本発明の実施の形態２におけるトルク制御構造を表した図である。 図１５に示す内燃機関システムの下流側に一次遅れ要素を有するシステムが接続された車両制御システムを表した図である。 比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値Ｔｉ_ｆへの対応に適したトルクコントローラーと、比較的遅い応答を要求する第２のトルク目標値Ｔｉ_ｓへの対応に適したトルクコントローラーとを表した図である。 本発明の実施の形態３において述べた問題を回避するために取り得る手法であって、図２０に示す本実施の形態３の手法との対比のために説明する手法を説明するための図である。 本発明の実施の形態２に示すトルクコントローラーを用いた場合の利点を説明するための図である。 本発明の実施の形態３におけるトルクコントローラーを説明するための図である。 図２０に示すトルクコントローラーを実際に内燃機関の制御に適用した場合の効果を説明するためのタイムチャートである。 図２０に示すトルクコントローラーを実際に内燃機関の制御に適用した場合の効果を説明するためのタイムチャートである。

符号の説明

１０ 内燃機関
１４ 燃焼室
１６ 吸気通路
２２ スロットルバルブ
２４ スロットルモータ
２８ 燃料噴射弁
３０ 点火プラグ
３２ 吸気弁
４０ クランク角センサ
５０ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
θ スロットル開度
θ_ｒｅｆ 目標スロットル開度
α 時定数
ｋｌ_ｃ 充填効率
ｋｌ_ｃｒｅｆ 目標充填効率（筒内空気量目標値）
ｍ_ｃ 筒内充填空気量
ｍ_ｃｒｅｆ 目標筒内空気量（筒内空気量目標値）
ｍ_ｔ スロットル通過空気量
ｍ_ｔｒｅｆ 目標スロットル通過空気量
ｎｅ エンジン回転速度
Ｐ_ｍ 吸気圧
Ｐ_ｍｒｅｆ 目標吸気圧
ｓ ラプラス演算子
ＳＡ 点火時期
Ｔｉ_ｆ 第１のトルク目標値
Ｔｉ_ｓ 第２のトルク目標値
Ｔ_ａ 大気温度
Ｔ_ｍ 吸気温度
Ｔ_ｍｒｅｆ 目標大気温度
ｔｒｑ_ｒｅｆ トルク目標値
ｖｖｔ バルブタイミング

Claims (10)

1. 入力される所定のパラメータを時間微分する微分部を含むモデル式を用いて、車両搭載アクチュエータの目標制御量を算出する車両制御装置であって、
   前記所定のパラメータは、比較的高い周波数で振動するパラメータが属する第１のパラメータ群と、比較的低い周波数で振動するパラメータが属する第２のパラメータ群とからなり、
   前記モデル式は、前記第２のパラメータ群に属するパラメータのみが時間微分されるように設定されることを特徴とする車両制御装置。
2. 前記モデル式では、前記第１のパラメータ群の微分部をゼロで近似する処理が施されていることを特徴とする請求項１記載の車両制御装置。
3. 前記モデル式は、前記第１のパラメータ群に属するパラメータを時間微分する微分部を、前記第１のパラメータ群に属するパラメータを前記第２のパラメータ群に属するパラメータで微分する第１微分部と前記第２のパラメータ群に属するパラメータを時間微分する第２微分部との積に変換して表現されたものであることを特徴とする請求項１または２記載の車両制御装置。
4. 車両における制御対象の目標制御対象値と所定のパラメータを入力値として含むモデル式を用いて、当該制御対象を目標制御対象値に制御するために必要とされる車両搭載アクチュエータの目標制御量を算出する車両制御装置であって、
   前記モデル式では、前記目標制御対象値が微分対象とされるとともに、前記所定のパラメータの中から少なくとも比較的高い周波数で振動するパラメータが微分対象から除外されていることを特徴とする車両制御装置。
5. 前記モデル式では、前記所定のパラメータのうちの少なくとも比較的高い周波数で振動するパラメータの微分部をゼロで近似する処理が施されていることを特徴とする請求項４記載の車両制御装置。
6. 前記モデル式は、前記所定のパラメータを含む時定数を有する一次遅れ要素に前記車両搭載アクチュエータの前記目標制御量を与えることによって前記目標制御対象値が算出される式の逆関数として得られる式であることを特徴とする請求項４または５記載の車両制御装置。
7. 前記モデル式において前記時定数と掛け合わされて微分対象となるのは、前記目標制御対象値のみであることを特徴とする請求項６記載の車両制御装置。
8. 前記目標制御対象値は、内燃機関のトルク目標値または筒内空気量目標値であることを特徴とする請求項４乃至７の何れか１項記載の車両制御装置。
9. 前記目標制御対象値は、前記アクチュエータに対し比較的早い応答を要求する第１のトルク目標値と、前記アクチュエータに対し比較的遅い応答を要求する第２のトルク目標値とからなり、
   前記車両制御装置は、前記目標制御対象値の中で前記第１のトルク目標値のみを微分対象とするとともに、微分後の前記第１のトルク目標値と前記第２のトルク目標値とを合算して最終的な目標値を生成することを特徴とする請求項８記載の車両制御装置。
10. 前記車両搭載アクチュエータは、内燃機関の吸気通路に配置され、モータにより駆動されるスロットルバルブであることを特徴とする請求項１乃至９の何れか１項記載の車両制御装置。

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