專利名稱：內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及通過對進氣門的氣門升程以及凸輪相位即氣門正時同時進行可變控制而控制吸入空氣量的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置。
背景技術(shù)：
以往，作為控制吸入空氣量的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，公知有專利文獻1中所記載的裝置。在該內(nèi)燃機中設(shè)有氣門升程可變機構(gòu)以及凸輪相位可變機構(gòu)，通過氣門升程可變機構(gòu)來變更進氣門的氣門升程，同時通過凸輪相位可變機構(gòu)來變更進氣凸輪軸相對于曲軸的凸輪相位，從而變更進氣門的氣門正時。
在該吸入空氣量控制裝置中，通過凸輪相位可變機構(gòu)以及氣門升程可變機構(gòu)，同時可變地控制進氣門的凸輪相位以及氣門升程，從而控制吸入空氣量。具體來說，根據(jù)內(nèi)燃機的負荷等，分別設(shè)定作為氣門升程的目標值的目標氣門升程、以及作為凸輪相位的目標值的目標凸輪相位，同時根據(jù)這些目標值執(zhí)行反饋控制。此外，對目標凸輪相位或目標氣門升程進行了校正，以避免進氣門和活塞之間的干涉。具體來說，例如，將由傳感器檢測出的檢測氣門升程和目標氣門升程之間的偏差與預(yù)定的閾值進行比較，在該偏差大于等于閾值時，將目標凸輪相位向滯后側(cè)校正預(yù)定值(該文獻的圖10所示的例子)。
專利文獻1日本特開2002-332876號公報發(fā)明內(nèi)容如上述現(xiàn)有的吸入空氣量控制裝置這樣，在一邊同時驅(qū)動氣門升程可變機構(gòu)以及凸輪相位可變式機構(gòu)、一邊控制吸入空氣量的情況下，即在一邊同時執(zhí)行氣門升程控制以及凸輪相位控制、一邊控制吸入空氣量的情況下，由于兩個可變機構(gòu)的動作特性的差異，氣門升程控制以及凸輪相位控制互相干涉，從而可能引起吸入空氣量控制的控制精度以及響應(yīng)性的降低。即，在通過氣門升程可變機構(gòu)控制氣門升程的情況下，與通過凸輪相位可變機構(gòu)控制凸輪相位的情況相比，可以更迅速地改變吸入空氣量，由此，可以確保吸入空氣量控制的高的響應(yīng)性。另一方面，使用凸輪相位可變機構(gòu)的情況下，能以微小的變化量非常細致地控制吸入空氣量，可以確保高的控制精度。如上所述，由于氣門升程控制和凸輪相位控制具有互相不同的吸入空氣量的控制特性，所以在兩種控制互相干涉的情況下，無法適當?shù)乜刂莆肟諝饬?。例如，在?nèi)燃機處于低負荷域的情況這樣的要求高的控制精度的情況下，在氣門升程控制中不能非常細致地控制吸入空氣量，因此氣門升程控制干涉凸輪相位控制時，由于其影響引起控制精度的降低。
本發(fā)明為了解決上述課題而完成，其目的在于提供內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其在通過同時執(zhí)行凸輪相位控制以及氣門升程控制而控制吸入空氣量的情況下，可以避免凸輪相位控制以及氣門升程控制互相干涉、并提高吸入空氣量控制的響應(yīng)性以及控制精度。
為了達成上述目的，權(quán)利要求1的發(fā)明的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1，通過凸輪相位可變機構(gòu)70可變地控制用于開閉進氣門4的進氣凸輪軸5相對于曲軸3b的凸輪相位Cain，同時通過氣門升程可變機構(gòu)50可變地控制進氣門4的氣門升程Liftin，從而控制吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量，其特征在于，具有目標吸入空氣量設(shè)定單元(ECU 2、目標吸入空氣量計算部90、步驟20、21)，其根據(jù)表示內(nèi)燃機3的負荷的負荷參數(shù)(發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE、油門開度AP)，設(shè)定作為吸入空氣量控制的目標的目標吸入空氣量Gcyl_cmd；吸入空氣量檢測單元(ECU 2、空氣流量傳感器22、進氣管內(nèi)絕對壓力傳感器23)，其檢測吸入空氣量(實際吸入空氣量Gcyl)；第一控制值計算單元(ECU 2、第一和第二ACTASS控制器100、200、步驟37、38)，其計算第一控制值(目標氣門升程Liftin_cmd、目標凸輪相位Cain_cmd)，該第一控制值用于控制凸輪相位以及氣門升程中的一方，以使檢測出的吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量；以及第二控制值計算單元(ECU 2、第一和第二從值計算部110、210、步驟51、52、56、60、64)，其基于由第一控制值計算單元計算出的第一控制值，計算用于控制凸輪相位以及氣門升程中的另一方的第二控制值(目標氣門升程Liftin_cmd、目標凸輪相位Cain_cmd、從值Liftin_cmd_sl、Cain_cmd_sl)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，根據(jù)表示內(nèi)燃機的負荷的負荷參數(shù)設(shè)定作為吸入空氣量控制的目標的目標吸入空氣量，計算用于控制凸輪相位以及氣門升程中的一方、以使檢測出的吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量的第一控制值，基于第一控制值計算用于控制凸輪相位以及氣門升程中的另一方的第二控制值。這樣，根據(jù)用于使吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量的第一控制值，計算第二控制值，所以可以將其計算為不會妨礙第一控制值所產(chǎn)生的吸入空氣量向目標吸入空氣量的收斂性的值。其結(jié)果是，例如，在以第一控制值控制凸輪相位、以第二控制值控制氣門升程的情況下，可以避免兩種控制互相干涉，同時以微小的變化量非常細致地控制吸入空氣量，可以提高控制精度。另一方面，在以第一控制值控制氣門升程、以第二控制值控制凸輪相位的情況下，可以避免兩種控制互相干涉，同時減小吸入空氣量控制的死區(qū)時間，可以提高響應(yīng)性。
權(quán)利要求2的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求1所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，第一控制值包含用于使吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量的反饋控制值(主值Liftin_cmd_ms、Cain_cmd_ms)，第一控制值單元通過2自由度控制算法[式(2)～(7)、(10)～(14)、(16)～(21)、(24)～(28)]計算反饋控制值。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，由于通過2自由度控制算法計算包含于第一控制值中的反饋控制值，所以在例如使用目標值濾波型2自由度控制算法作為2自由度控制算法的情況下，可以通過目標值濾波算法，適當?shù)卦O(shè)定吸入空氣量向目標吸入空氣量的收斂速度，同時可以通過反饋控制算法，適當?shù)卦O(shè)定吸入空氣量向目標吸入空氣量的收斂行為。
權(quán)利要求3的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求1或2所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，還具有控制輸入計算單元(ECU 2、氣門升程控制器120、凸輪相位控制器220、步驟2、3)，其根據(jù)第一控制值(目標氣門升程Liftin_cmd、目標凸輪相位Cain_cmd)，計算對凸輪相位可變機構(gòu)70以及氣門升程可變機構(gòu)50中的一方的控制輸入(相位控制輸入Ucain、升程控制輸入Uliftin)，同時根據(jù)第二控制值，計算對凸輪相位可變機構(gòu)70以及氣門升程可變機構(gòu)50中的另一方的控制輸入(相位控制輸入Ucain、升程控制輸入Uliftin)，第一控制值計算單元以及第二控制值計算單元的計算周期(控制周期ΔT1)設(shè)定得比控制輸入計算單元的計算周期(控制周期ΔT2)長。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，根據(jù)第一控制值，計算對凸輪相位可變機構(gòu)以及氣門升程可變機構(gòu)中的一方的控制輸入，根據(jù)第二控制值，計算對凸輪相位可變機構(gòu)以及氣門升程可變機構(gòu)中的另一方的控制輸入，同時將第一和第二控制值計算單元的計算周期設(shè)定得比控制輸入計算單元的計算周期長。在通過凸輪相位可變機構(gòu)以及氣門升程可變機構(gòu)控制吸入空氣量的情況下，一般由于兩個可變機構(gòu)的響應(yīng)速度，吸入空氣量的響應(yīng)速度變得較慢，所以例如適當?shù)卦O(shè)定第一和第二控制值計算單元的計算周期，以與這樣的響應(yīng)速度一致，從而可以高精度地控制吸入空氣量的過渡變化。進而，由于控制輸入計算單元的計算周期比第一和第二控制值計算單元的計算周期短，所以可以比第一和第二控制值更迅速地計算出對凸輪相位可變機構(gòu)以及氣門升程可變機構(gòu)的控制輸入，從而可以提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性，同時即使在兩個可變機構(gòu)具有非線性特性的情況下，也可以抑制對吸入空氣量控制的影響，相應(yīng)地可以進一步提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性。
權(quán)利要求4的發(fā)明的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1，通過凸輪相位可變機構(gòu)70可變地控制用于開閉進氣門4的進氣凸輪軸5相對于曲軸3b的凸輪相位Cain，同時通過氣門升程可變機構(gòu)50可變地控制進氣門4的氣門升程Liftin，從而控制吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量，其特征在于，具有目標吸入空氣量設(shè)定單元(ECU 2、目標吸入空氣量計算部90、步驟20、21)，其根據(jù)表示內(nèi)燃機的負荷的第一負荷參數(shù)(發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE、油門開度AP)，設(shè)定作為吸入空氣量控制的目標的目標吸入空氣量Gcyl_cmd；吸入空氣量檢測單元(ECU 2、空氣流量傳感器22、進氣管內(nèi)絕對壓力傳感器23)，其檢測吸入空氣量(實際吸入空氣量Gcyl)；第一控制單元(ECU 2、第一ACTASS控制器100、第一從值計算部110、步驟51、52、54、56、60、63、64)，其控制氣門升程Liftin，以使檢測出的吸入空氣量(實際吸入空氣量Gcyl)收斂于目標吸入空氣量Gcyl_cmd，同時通過預(yù)定的第一控制算法控制凸輪相位Cain，以輔助氣門升程控制；第二控制單元(ECU 2、第二ACTASS控制器200、第二從值計算部210、步驟51、52、55、56、60、62、64)，其控制凸輪相位Cain，以使檢測出的吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量，同時通過預(yù)定的第二控制算法控制氣門升程Liftin，以輔助凸輪相位控制；以及控制選擇單元(ECU 2、主/從選擇部230、步驟34～36、39)，其根據(jù)表示內(nèi)燃機3的負荷的第二負荷參數(shù)(目標氣門升程Liftin_cmd、目標凸輪相位Cain_cmd)，選擇第一控制單元以及第二控制單元中的一方，同時執(zhí)行所選擇的一方的控制。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，通過目標吸入空氣量設(shè)定單元，根據(jù)表示內(nèi)燃機的負荷的第一負荷參數(shù)，設(shè)定作為吸入空氣量控制的目標的目標吸入空氣量。此外，通過第一控制單元控制氣門升程，以使檢測出的吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量，同時通過預(yù)定的第一控制算法控制凸輪相位，以輔助氣門升程控制。這樣，通過第一控制單元以氣門升程控制為主而控制吸入空氣量，同時凸輪相位控制用于輔助氣門升程控制，所以可以避免兩種控制互相干涉。進而，通過第二控制單元控制凸輪相位，以使檢測出的吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量，同時通過預(yù)定的第二控制算法控制氣門升程，以輔助凸輪相位控制。這樣，通過第二控制單元以凸輪相位控制為主而控制吸入空氣量，同時氣門升程控制用于輔助凸輪相位控制，所以可以避免兩種控制互相干涉。進而，通過控制選擇單元，根據(jù)表示內(nèi)燃機的負荷的第二負荷參數(shù)，選擇第一控制單元或第二控制單元中的一方，執(zhí)行所選擇的一方的控制，所以例如在內(nèi)燃機的負荷低時，如果選擇第二控制單元，則可以避免凸輪相位控制以及氣門升程控制互相干涉，同時通過凸輪相位控制，以微小的變化量非常細致地控制吸入空氣量，可以提高控制精度。另一方面，在內(nèi)燃機的負荷高時，如果選擇第一控制單元，則可以避免凸輪相位控制以及氣門升程控制互相干涉，同時通過氣門升程控制，減少吸入空氣量控制的死區(qū)時間，可以提高響應(yīng)性。
權(quán)利要求5的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求4所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，第一控制單元的預(yù)定的第一控制算法是根據(jù)氣門升程的控制狀態(tài)(目標氣門升程Liftin_cmd)控制凸輪相位Cain的算法(步驟60、64)，第二控制單元的預(yù)定的第二控制算法是根據(jù)凸輪相位的控制狀態(tài)(目標凸輪相位Cain_cmd)控制氣門升程Liftin的算法(步驟51、52、56)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，通過第一控制單元，根據(jù)氣門升程的控制狀態(tài)來控制凸輪相位，所以可以將凸輪相位控制為不會妨礙氣門升程控制所產(chǎn)生的吸入空氣量向目標吸入空氣量的收斂性，由此，可以可靠地提高吸入空氣量控制的響應(yīng)性。此外，通過第二控制單元，根據(jù)凸輪相位的控制狀態(tài)來控制氣門升程，所以可以將氣門升程控制為不會妨礙凸輪相位控制所產(chǎn)生的吸入空氣量向目標吸入空氣量的收斂性，由此，可以可靠地提高吸入空氣量的控制精度。
權(quán)利要求6的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求4或5所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，控制選擇單元在由第二負荷參數(shù)表示的內(nèi)燃機3的負荷處于預(yù)定的第一負荷域內(nèi)時(步驟34的判斷結(jié)果為“否”、或步驟39的判斷結(jié)果為“是”時)，選擇第二控制單元(步驟35)，在由第二負荷參數(shù)表示的內(nèi)燃機的負荷3處于比預(yù)定的第一負荷域高的預(yù)定的第二負荷域時(步驟34的判斷結(jié)果為“是”、或步驟39的判斷結(jié)果為“否”時)，選擇第一控制單元(步驟36)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，通過控制選擇單元，在內(nèi)燃機的負荷處于預(yù)定的第一負荷域時，選擇第二控制單元，在內(nèi)燃機的負荷處于比預(yù)定的第一負荷域高的預(yù)定的第二負荷域時，選擇第一控制單元。從而，在吸入空氣量控制中，在要求高的控制精度的低負荷域中，可以適當?shù)卮_保這樣的控制精度，同時在要求高的響應(yīng)性的高負荷域中，可以適當?shù)卮_保這樣的響應(yīng)性。
權(quán)利要求7的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求6所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，控制選擇單元具有加速判斷單元(ECU 2、步驟31)，其判斷內(nèi)燃機3是否處于加速狀態(tài)；負荷域判斷單元(ECU 2、步驟34～36)，其在第二負荷參數(shù)(目標凸輪相位Cain_cmd)小于預(yù)定的閾值Cain_mssw_lmt時，判斷為內(nèi)燃機3的負荷處于預(yù)定的第二負荷域內(nèi)，在大于等于預(yù)定的閾值時，判斷為處于預(yù)定的第一負荷域內(nèi)；以及閾值設(shè)定單元(步驟32)，其在由加速判斷單元判斷為內(nèi)燃機3處于加速狀態(tài)時(步驟31的判斷結(jié)果為“是”時)，將預(yù)定的閾值Cain_mssw_lmt設(shè)定為比別的時候大的值(預(yù)定的加速用值Cain_msswl)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，通過加速判斷單元，判斷出內(nèi)燃機是否處于加速狀態(tài)，通過負荷域判斷單元，在第二負荷參數(shù)小于預(yù)定的閾值時，判斷為內(nèi)燃機的負荷處于預(yù)定的第二負荷域內(nèi)，在大于等于預(yù)定的閾值時，判斷為處于預(yù)定的第一負荷域內(nèi)，同時通過閾值設(shè)定單元，在判斷為內(nèi)燃機處于加速狀態(tài)時，將預(yù)定的閾值設(shè)定為比別的時候大的值。這樣，在內(nèi)燃機處于加速狀態(tài)的情況下，即在要求吸入空氣量控制的高的響應(yīng)性的情況下，判斷為內(nèi)燃機的負荷處于預(yù)定的第二負荷域內(nèi)的負荷區(qū)域被進一步擴大，因此易于選擇第一控制單元，由此，可以迅速且可靠地確保吸入空氣量控制中的高的響應(yīng)性。
權(quán)利要求8的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求6所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，控制選擇單元具有加速判斷單元(ECU 2、步驟50)，其判斷內(nèi)燃機3是否處于加速狀態(tài)；第二負荷參數(shù)設(shè)定單元(ECU2、步驟51)，其在由加速判斷單元判斷為內(nèi)燃機3處于加速狀態(tài)時(步驟50的判斷結(jié)果為“是”時)，將第二負荷參數(shù)(目標氣門升程Liftin_cmd)設(shè)定為比別的時候大的值；以及負荷域判斷單元(ECU 2、步驟35、36、39)，其在所設(shè)定的第二負荷參數(shù)(目標氣門升程Liftin_cmd)小于等于預(yù)定的閾值Liftin_mssw時，判斷為內(nèi)燃機3的負荷處于預(yù)定的第一負荷域內(nèi)，在大于預(yù)定的閾值Liftin_mssw時，判斷為處于預(yù)定的第二負荷域內(nèi)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，通過加速判斷單元，判斷出內(nèi)燃機是否處于加速狀態(tài)，在判斷為內(nèi)燃機處于加速狀態(tài)時，通過第二負荷參數(shù)設(shè)定單元將第二負荷參數(shù)設(shè)定為比別的時候大的值。此外，通過負荷域判斷單元，在第二負荷參數(shù)大于預(yù)定的閾值時，判斷為內(nèi)燃機的負荷處于預(yù)定的第二負荷域內(nèi)，小于等于預(yù)定的閾值時，判斷為處于預(yù)定的第一負荷域內(nèi)。這樣，在內(nèi)燃機處于加速狀態(tài)時、即要求吸入空氣量控制的高的響應(yīng)性時，判斷為內(nèi)燃機的負荷處于預(yù)定的第二負荷域內(nèi)的負荷區(qū)域被進一步擴大，因此易于選擇第一控制單元，由此，可以迅速且可靠地確保吸入空氣量控制中的高的響應(yīng)性。
權(quán)利要求9的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求4至8中的任意一項所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，第一控制單元以及第二控制單元分別具有凸輪相位控制值計算單元(ECU 2、步驟38)，其計算用于控制凸輪相位Cain的凸輪相位控制值(目標凸輪相位Cain_cmd)；以及氣門升程控制值計算單元(ECU 2、步驟37)，其計算用于控制氣門升程Liftin的氣門升程控制值(目標氣門升程Liftin_cmd)，凸輪相位控制值計算單元把凸輪相位控制值(目標凸輪相位Cain_cmd)計算為用于使吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量的凸輪相位反饋控制值(目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms)與根據(jù)氣門升程控制值設(shè)定的凸輪相位設(shè)定值(目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl)之和，氣門升程控制值計算單元把氣門升程控制值(目標氣門升程Liftin_cmd)計算為用于使吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量的氣門升程反饋控制值(目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms)與根據(jù)凸輪相位控制值設(shè)定的氣門升程設(shè)定值(目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl)之和，第一控制單元的凸輪相位控制值計算單元在通過控制選擇單元選擇了第一控制單元時，將凸輪相位反饋控制值設(shè)定為值0(步驟61、63)，第二控制單元的氣門升程控制值計算單元在通過控制選擇單元選擇了第二控制單元時，將氣門升程反饋控制值設(shè)定為值0(步驟53、55)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，將用于控制凸輪相位的凸輪相位控制值計算為用于使吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量的凸輪相位反饋控制值和根據(jù)氣門升程控制值設(shè)定的凸輪相位設(shè)定值之和，將用于控制氣門升程的氣門升程控制值計算為用于使吸入空氣量收斂于目標吸入空氣量的氣門升程反饋控制值和根據(jù)凸輪相位控制值設(shè)定的氣門升程設(shè)定值之和。進而，在由控制選擇單元選擇了第一控制單元時，將凸輪相位反饋控制值計算為值0，在由控制選擇單元選擇了第二控制單元時，將氣門升程反饋控制值計算為值0。由此，在控制選擇單元的選擇從第一控制單元切換為第二控制單元時，將該切換前的凸輪相位反饋控制值計算為值0，所以在切換后，可以通過以0為初始值計算凸輪相位反饋控制值，來避免凸輪相位控制值急劇變化。與此相反，在控制選擇單元的選擇從第二控制單元切換為第一控制單元時，將該切換前的氣門升程反饋控制值計算為值0，所以在切換后，可以通過以0為初始值計算氣門升程反饋控制值，來避免氣門升程控制值急劇變化。如上，在控制選擇單元的選擇從第一控制單元以及第二控制單元中的一方切換為另一方時，可以避免凸輪相位控制值以及氣門升程控制值的急劇變化，從而可以避免吸入空氣量的控制狀態(tài)的急劇變化。其結(jié)果是，可以避免扭矩級差等的發(fā)生。
權(quán)利要求10的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求9所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，凸輪相位控制值計算單元通過2自由度控制算法[式(2)～(7)、(10)～(14)]計算凸輪相位反饋控制值(目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms)，氣門升程控制值計算單元通過2自由度控制算法[式(16)～(21)、(24)～(28)]計算氣門升程反饋控制值(目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，由于通過2自由度控制算法計算凸輪相位反饋控制值以及氣門升程反饋控制值，所以在使用例如目標值濾波型2自由度控制算法作為2自由度控制算法的情況下，可以通過目標值濾波算法適當?shù)卦O(shè)定吸入空氣量向目標吸入空氣量的收斂速度，同時可以通過反饋控制算法適當?shù)卦O(shè)定吸入空氣量向目標吸入空氣量的收斂行為。
權(quán)利要求11的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求9或10所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，氣門升程控制值(目標氣門升程Liftin_cmd)越是減少氣門升程Liftin的值，凸輪相位控制值計算單元越將凸輪相位設(shè)定值(目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl)設(shè)定為使進氣門4的打開定時提前的值(步驟60)，凸輪相位控制值(目標凸輪相位Cain_cmd)越是使進氣門4的打開定時提前的值，氣門升程控制值計算單元越將氣門升程設(shè)定值(目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl)設(shè)定為減小氣門升程Liftin的值(步驟51、52)。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，由于氣門升程控制值越是減小氣門升程的值，則凸輪相位設(shè)定值越被設(shè)定為凸輪相位使進氣門的打開定時提前的值，所以例如將凸輪相位設(shè)定值設(shè)定為進氣門的打開定時比進氣行程的TDC位置更靠前側(cè)的值時，由于內(nèi)燃機的負荷小、目標吸入空氣量更小，因此越將氣門升程控制為小的值，則與此對應(yīng)地，可以將進氣門的打開定時也適當?shù)乜刂瞥筛犹崆啊＜?，可以使凸輪相位控制所產(chǎn)生的吸入空氣量的控制方向與氣門升程控制所產(chǎn)生的吸入空氣量的控制方向一致，由此，可以更可靠地避免凸輪相位控制干涉氣門升程控制。此外，凸輪相位控制值越是使進氣門的打開定時提前的值，氣門升程設(shè)定值越被設(shè)定為減小進氣升程的值，因此，如上所述，如果將凸輪相位控制值控制成進氣門的打開定時為進氣行程的TDC位置的前側(cè)的值，則內(nèi)燃機的負荷小、目標吸入空氣量更小，因此越將進氣門的打開定時控制為小的值，則與此對應(yīng)地，可以將氣門升程也適當?shù)乜刂瞥尚〉闹?。即，可以使氣門升程控制所產(chǎn)生的吸入空氣量的控制方向與凸輪相位控制所產(chǎn)生的吸入空氣量的控制方向一致，由此，可以更可靠地避免氣門升程控制干涉凸輪相位控制。此外，進氣門的打開定時越早(即越提前)，則內(nèi)部EGR量越增大，燃燒速度降低，但隨之，將氣門升程控制得更小，增大缸內(nèi)流動，從而可以補償這樣的燃燒速度的降低，可以實現(xiàn)穩(wěn)定的燃燒狀態(tài)。進而，如果進氣門的打開定時提前，則一定以減小的方式控制氣門升程，所以在應(yīng)用于進氣門和排氣門同時處于打開狀態(tài)時互相抵接這樣的設(shè)計的內(nèi)燃機的情況下，可以可靠地避免這樣的抵接。
權(quán)利要求12的發(fā)明的特征在于，在權(quán)利要求9至11中的任意一項所述的內(nèi)燃機3的吸入空氣量控制裝置1中，還具有控制輸入計算單元(ECU 2、氣門升程控制器120、凸輪相位控制器220)，其根據(jù)凸輪相位控制值(目標凸輪相位Cain_cmd)，計算對凸輪相位可變機構(gòu)70的控制輸入(相位控制輸入Ucain)，同時根據(jù)氣門升程控制值(目標氣門升程Liftin_cmd)，計算對氣門升程可變機構(gòu)50的控制輸入(升程控制輸入Uliftin)，凸輪相位控制值計算單元以及氣門升程控制值計算單元的計算周期(控制周期ΔT1)設(shè)定得比控制輸入計算單元的計算周期(控制周期ΔT2)長。
根據(jù)該內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，根據(jù)凸輪相位控制值，計算對凸輪相位可變機構(gòu)的控制輸入，根據(jù)氣門升程控制值，計算對氣門升程可變機構(gòu)的控制輸入，同時將凸輪相位控制值計算單元以及氣門升程控制值計算單元的計算周期設(shè)定得比這些計算周期長。如前所述，在通過凸輪相位可變機構(gòu)以及升程可變機構(gòu)控制吸入空氣量的情況下，一般吸入空氣量的響應(yīng)速度因兩個可變機構(gòu)的響應(yīng)速度而變得較慢，因此例如通過適當?shù)卦O(shè)定凸輪相位控制值計算單元以及氣門升程控制值計算單元的計算周期，以與這樣的響應(yīng)速度一致，可以高精度地控制吸入空氣量的過渡變化。進而，由于控制輸入計算單元的計算周期比凸輪相位控制值計算單元以及氣門升程控制值計算單元的計算周期短，所以可以比凸輪相位控制值以及氣門升程控制值更迅速地計算對凸輪相位可變機構(gòu)以及氣門升程可變機構(gòu)的控制輸入，因此可以提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性，同時即使在兩個可變機構(gòu)具有非線性特性的情況下，也可以抑制對吸入空氣量控制的影響，相應(yīng)地可以進一步提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性。


圖1是表示應(yīng)用了本發(fā)明的一種實施方式的吸入空氣量控制裝置的內(nèi)燃機的概略結(jié)構(gòu)的示意圖。
圖2是表示吸入空氣量控制裝置的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖3是表示內(nèi)燃機的可變式進氣動閥機構(gòu)以及排氣動閥機構(gòu)的概略結(jié)構(gòu)的剖面圖。
圖4是表示可變式進氣動閥機構(gòu)的氣門升程可變機構(gòu)的概略結(jié)構(gòu)的剖面圖。
圖5是表示(a)升程致動器的短臂處于最大升程位置的狀態(tài)和(b)處于最小升程位置的狀態(tài)的圖。
圖6是表示氣門升程可變機構(gòu)的下連桿處于最大升程位置時，(a)進氣門關(guān)閉的狀態(tài)和(b)以最大升程打開的狀態(tài)的圖。
圖7是表示氣門升程可變機構(gòu)的下連桿處于最小升程位置時，(a)進氣門關(guān)閉的狀態(tài)和(b)以最大升程打開的狀態(tài)的圖。
圖8是表示氣門升程可變機構(gòu)的下連桿處于最大升程位置時的進氣門的氣門升程曲線和處于最小升程位置時的氣門升程曲線的圖。
圖9是示意地表示凸輪相位可變機構(gòu)的概略結(jié)構(gòu)的剖面圖。
圖10是從沿著圖9的A-A線的方向觀察行星齒輪裝置的示意圖。
圖11是從沿著圖9的B-B線的方向觀察電磁制動器的示意圖。
圖12是表示凸輪相位可變機構(gòu)的動作特性的特性曲線。
圖13是表示凸輪相位可變機構(gòu)的電磁線圈的動作特性的特性曲線。
圖14是表示通過凸輪相位可變機構(gòu)進行的凸輪相位的變更動作例的圖。
圖15是用于說明僅改變氣門升程的情況下的吸入空氣量的變化的圖。
圖16是用于說明僅改變凸輪相位的情況下的吸入空氣量的變化的圖。
圖17是表示吸入空氣量控制裝置的概略結(jié)構(gòu)的功能方框圖。
圖18是表示第一ACTASS控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖19是表示實際吸入空氣量Gcyl的計算算法、第一ACTASS控制器中的目標值濾波器以及滑?？刂破鞯目刂扑惴?、以及滑模控制器的控制算法的推導(dǎo)所使用的設(shè)備模型的圖。
圖20是表示第一ACTASS控制器的自適應(yīng)干擾觀測器的控制算法的圖。
圖21是用于說明第一ACTASS控制器的控制性的時序圖。
圖22是表示第二ACTASS控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖23是表示第二ACTASS控制器中的目標值濾波器以及滑?？刂破鞯目刂扑惴ā⒁约盎？刂破鞯目刂扑惴ǖ耐茖?dǎo)所使用的設(shè)備模型的圖。
圖24是表示第二ACTASS控制器的自適應(yīng)干擾觀測器的控制算法的圖。
圖25是表示氣門升程控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖26是表示氣門升程控制器中的狀態(tài)預(yù)測器的狀態(tài)預(yù)測算法及其推導(dǎo)式的圖。
圖27是表示氣門升程控制器中的板上辨識器(on-boardidentifier)的辨識算法的圖。
圖28是表示氣門升程控制器中的2自由度滑模控制器的控制算法的圖。
圖29是表示凸輪相位控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖30是表示凸輪相位控制器中的狀態(tài)預(yù)測器的狀態(tài)預(yù)測算法及其推導(dǎo)式的圖。
圖31是表示凸輪相位控制器中的板上辨識器的辨識算法的圖。
圖32是表示凸輪相位控制器中的2自由度滑?？刂破鞯目刂扑惴ǖ膱D。
圖33是表示發(fā)動機控制處理中的主要控制處理的流程圖。
圖34是表示吸入空氣量控制處理的內(nèi)容的流程圖。
圖35是表示目標吸入空氣量的起動時用值的計算所使用的表的一例的圖。
圖36是表示目標吸入空氣量的催化劑預(yù)熱用值的計算所使用的映射圖的一例的圖。
圖37是表示目標吸入空氣量的通常運轉(zhuǎn)用值的計算所使用的映射圖的一例的圖。
圖38是表示升程和相位控制處理的內(nèi)容的流程圖。
圖39是表示目標氣門升程的計算處理的內(nèi)容的流程圖。
圖40是表示目標氣門升程的從值的計算所使用的加速時用表的一例的圖。
圖41是表示目標氣門升程的從值的計算所使用的非加速時用表的一例的圖。
圖42是表示目標凸輪相位的計算處理的內(nèi)容的流程圖。
圖43是表示目標凸輪相位的從值的計算所使用的表的一例的圖。
圖44是表示升程控制輸入的計算處理的內(nèi)容的流程圖。
圖45是表示在升程控制輸入的計算處理中，目標值濾波設(shè)定參數(shù)的計算所使用的表的一例的圖。
圖46是表示相位控制輸入的計算處理的內(nèi)容的流程圖。
圖47是表示在相位控制輸入的計算處理中，目標值濾波設(shè)定參數(shù)的計算所使用的表的一例的圖。
圖48是表示點火正時控制處理的內(nèi)容的流程圖。
圖49是表示點火正時的催化劑預(yù)熱用值以及故障時用值的計算所使用的控制算法的圖。
圖50是表示點火正時的通常運轉(zhuǎn)用值的計算所使用的映射圖的一例的圖。
圖51是表示第一ACTASS控制器的控制算法的變形例的圖。
圖52是表示第二ACTASS控制器的控制算法的變形例的圖。
圖53是表示通過圖51、52的第一和第二ACTASS控制器的控制算法的變形例控制吸入空氣量的情況下的控制動作例的時序圖。
具體實施例方式
以下，參照

本發(fā)明的一種實施方式的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置。如圖2所示，該吸入空氣量控制裝置1具有ECU 2，如后所述，該ECU 2根據(jù)內(nèi)燃機(以下稱為‘發(fā)動機’)3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)，執(zhí)行包含吸入空氣量控制在內(nèi)的各種控制處理。
發(fā)動機3是未圖示的車輛中所搭載的直列四缸汽油發(fā)動機(僅示出了一個氣缸)，如圖1和圖3所示，具有針對每個氣缸設(shè)置、分別對進氣口和排氣口進行開閉的進氣門4和排氣門7；進氣門4驅(qū)動用的進氣凸輪軸5和進氣凸輪6；對進氣門4進行開閉驅(qū)動的可變式進氣動閥機構(gòu)40；排氣門7驅(qū)動用的排氣凸輪軸8和排氣凸輪9；以及對排氣門7進行開閉驅(qū)動的排氣動閥機構(gòu)80等。
進氣門4的氣門桿4a自由滑動地與導(dǎo)向器4b配合，該導(dǎo)向器4b被固定在氣缸蓋3a上。進而，如圖4所示，進氣門4具有上下的簧片4c、4d、以及設(shè)在它們之間的氣門彈簧4e，被該氣門彈簧4e推向關(guān)閉方向。
此外，進氣凸輪軸5以及排氣凸輪軸8分別經(jīng)由未圖示的支座自由轉(zhuǎn)動地安裝在氣缸蓋3a上。在該進氣凸輪軸5上同軸地配置了鏈輪5a(參照圖9)，并將其設(shè)為自由旋轉(zhuǎn)。該鏈輪5a經(jīng)由未圖示的正時皮帶與曲軸3b連接，經(jīng)由后述的凸輪相位可變機構(gòu)70與進氣凸輪軸5連接。通過以上的結(jié)構(gòu)，曲軸3b每旋轉(zhuǎn)2周，進氣凸輪軸5旋轉(zhuǎn)1周。此外，在進氣凸輪軸5上，針對每個氣缸設(shè)有進氣凸輪6，與其一體地旋轉(zhuǎn)。
進而，可變式進氣動閥機構(gòu)40伴隨進氣凸輪軸5的旋轉(zhuǎn)，對各氣缸的進氣門4進行開閉驅(qū)動，同時改變其氣門升程以及氣門正時，后面敘述其細節(jié)。另外，在本實施方式中，‘進氣門4的氣門升程’表示進氣門4的最大揚程。
另一方面，排氣門7的氣門桿7a自由滑動地與導(dǎo)向器7b配合，該導(dǎo)向器7b被固定在氣缸蓋3a上。進而，進氣門7具有上下的簧片7c、7d、以及設(shè)在它們之間的氣門彈簧7e，被該氣門彈簧7e推向關(guān)閉方向。
此外，排氣凸輪軸8具有與其成為一體的鏈輪(未圖示)，經(jīng)由該鏈輪以及未圖示的正時皮帶連接到曲軸3b上，由此，曲軸3b每旋轉(zhuǎn)2周時旋轉(zhuǎn)1周。進而，在排氣凸輪軸8上，針對每個氣缸設(shè)有排氣凸輪9，與其一體地旋轉(zhuǎn)。
進而，排氣動閥機構(gòu)80具有排氣搖臂81，通過該排氣搖臂81隨著排氣凸輪9的旋轉(zhuǎn)而轉(zhuǎn)動，在抵抗氣門彈簧7e的推力的同時，對排氣門7進行開閉驅(qū)動。
另一方面，在發(fā)動機3中分別設(shè)有曲軸角傳感器20以及水溫傳感器21。該曲軸角傳感器20伴隨曲軸3b的旋轉(zhuǎn)，將均為脈沖信號的CRK信號以及TDC信號輸出給ECU 2。該CRK信號是每過預(yù)定的曲軸角(例如30deg)輸出1個脈沖，ECU 2根據(jù)該CRK信號計算發(fā)動機3的轉(zhuǎn)速(以下稱為‘發(fā)動機轉(zhuǎn)速’)NE。此外，TDC信號是表示各氣缸的活塞3c位于比進氣行程的TDC位置稍微靠近前的預(yù)定曲軸角位置的信號，每過預(yù)定曲軸角輸出1個脈沖。另外，在本實施方式中，發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE相當于負荷參數(shù)以及第一負荷參數(shù)。
另一方面，水溫傳感器21由安裝在發(fā)動機主體上的熱敏電阻等構(gòu)成，檢測作為在發(fā)動機3的氣缸體3d內(nèi)循環(huán)的冷卻水的溫度的發(fā)動機水溫TW，將其檢測信號輸出給ECU 2。
此外，發(fā)動機3的進氣管10中，從上游側(cè)開始依次設(shè)有空氣流量傳感器22、節(jié)氣門機構(gòu)11、進氣管內(nèi)絕對壓力傳感器23以及燃料噴射閥12等。
該空氣流量傳感器22(吸入空氣量檢測單元)由熱線式空氣流量計構(gòu)成，將表示通過后述的節(jié)氣門11a的吸入空氣量(以下稱為‘TH通過吸入空氣量’)Gth的檢測信號輸出給ECU 2。
此外，節(jié)氣門機構(gòu)11具有節(jié)氣門11a以及對其進行開閉驅(qū)動的TH致動器11b等。節(jié)氣門11a自由轉(zhuǎn)動地設(shè)置在進氣管10的中途，通過伴隨該轉(zhuǎn)動的開度變化來改變TH通過吸入空氣量Gth。TH致動器11b是在與ECU 2連接的電機上組合齒輪機構(gòu)(均未圖示)而成的，由來自ECU 2的控制輸入進行驅(qū)動，從而改變節(jié)氣門11a的開度。
ECU 2在通常運轉(zhuǎn)時將節(jié)氣門11a保持為全開狀態(tài)，同時在可變式進氣動閥機構(gòu)40的故障時或?qū)φ婵罩ζ?master back)(未圖示)供給負壓時，控制節(jié)氣門11a的開度。
此外，進氣管10的比節(jié)氣門11a更下游側(cè)的部分為平衡箱(surgetank)10a，在該平衡箱10a中設(shè)有進氣管內(nèi)絕對壓力傳感器23。該進氣管內(nèi)絕對壓力傳感器23(吸入空氣量檢測單元)例如由半導(dǎo)體壓力傳感器等構(gòu)成，向ECU 2輸出表示進氣管10內(nèi)的絕對壓力(以下稱為‘進氣管內(nèi)絕對壓力’)PBA的檢測信號。
進而，根據(jù)來自ECU 2的、表示燃料噴射量TOUT的控制輸入來驅(qū)動燃料噴射閥12，向進氣管10內(nèi)噴射燃料。
另一方面，在發(fā)動機3的排氣管15中從上游側(cè)開始依次設(shè)有第一和第二催化裝置16a、16b，通過這些催化裝置16a、16b，凈化排氣中的NOx、HC以及CO等。
在這些催化裝置16a、16b之間設(shè)有氧濃度傳感器(以下稱為‘O2傳感器’)25。該O2傳感器25由氧化鋯以及鉑電極等構(gòu)成，向ECU 2輸出基于第一催化裝置16a的下游側(cè)的排氣中的氧濃度的檢測信號。
此外，在排氣管15的第一催化裝置16a的上游側(cè)，設(shè)有LAF傳感器24。該LAF傳感器24通過組合與O2傳感器25同樣的傳感器和線性化電路等的檢測電路而構(gòu)成，在從濃區(qū)域到稀區(qū)域的寬范圍的空燃比區(qū)域中線性地檢測排氣中的氧濃度，向ECU 2輸出與該氧濃度成正比的檢測信號。ECU 2根據(jù)這些LAF傳感器24以及O2傳感器25的檢測信號，執(zhí)行空燃比控制。
進而，發(fā)動機3的氣缸蓋3e上安裝有火花塞13(參照圖2)。該火花塞13連接到ECU 2上，按照與點火正時Iglog對應(yīng)的定時從ECU 2施加高電壓而放電，由此，使燃燒室內(nèi)的混合氣體燃燒。
接著，說明前述的可變式進氣動閥機構(gòu)40。如圖4所示，該可變式進氣動閥機構(gòu)40由進氣凸輪軸5、進氣凸輪6、氣門升程可變機構(gòu)50以及凸輪相位可變機構(gòu)70等構(gòu)成。
該氣門升程可變機構(gòu)50伴隨進氣凸輪軸5的旋轉(zhuǎn)而對進氣門4進行開閉驅(qū)動，同時在預(yù)定的范圍(后述的最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之間的范圍)內(nèi)無級地改變進氣門4的氣門升程Liftin，具有針對每個氣缸設(shè)置的四連桿式的搖臂機構(gòu)51以及同時驅(qū)動這些搖臂機構(gòu)51的升程致動器60等。
各搖臂機構(gòu)51由搖臂52以及上下的連桿53、54等構(gòu)成。該上連桿53的一端部經(jīng)由上銷55，自由轉(zhuǎn)動地安裝在搖臂52的上端部，另一端部自由轉(zhuǎn)動地安裝在搖臂軸56上。該搖臂軸56經(jīng)由未圖示的支座安裝在氣缸蓋3a上。
此外，在搖臂52的上銷55上自由轉(zhuǎn)動地設(shè)有滾輪57。該滾輪57與進氣凸輪6的凸輪面抵接，在進氣凸輪6旋轉(zhuǎn)時，在被該凸輪面引導(dǎo)的同時在進氣凸輪6上滾動。由此，在上下方向上驅(qū)動搖臂52，同時上連桿53以搖臂軸56為中心轉(zhuǎn)動。
進而，在搖臂52的進氣門4側(cè)的端部安裝有調(diào)節(jié)螺栓52a。該調(diào)節(jié)螺栓52a在進氣門4的關(guān)閉狀態(tài)下，在其下端面和進氣門4的氣門桿4a的上端面之間具有預(yù)定的氣門間隙(valve clearance)，同時搖臂52隨著進氣凸輪6的旋轉(zhuǎn)而在上下方向上移動時，在抵抗氣門彈簧4e的推力的同時，在上下方向上驅(qū)動氣門桿4a，對進氣門4進行開閉。
此外，下連桿54的一端部經(jīng)由下銷58自由轉(zhuǎn)動地安裝在搖臂52的下端部上，在下連桿54的另一端部自由轉(zhuǎn)動地安裝有連接銷59。下連桿54經(jīng)由該連接銷59連接到升程致動器60的后述的短臂65上。
另一方面，如圖5所示，升程致動器60具有電機61、螺母62、連桿63、長臂64以及短臂65等。該電機61與ECU 2連接(參照圖2)，配置在發(fā)動機3的頭蓋3e的外側(cè)。電機61的轉(zhuǎn)動軸為形成了外螺紋的螺紋軸61a，在該螺紋軸61a上螺合有螺母62。該螺母62經(jīng)由連桿63與長臂64連接。該連桿63的一端部經(jīng)由銷63a自由轉(zhuǎn)動地安裝在螺母62上，另一端部經(jīng)由銷63b自由轉(zhuǎn)動地安裝在長臂64的一端部。
此外，長臂64的另一端部經(jīng)由轉(zhuǎn)動軸66安裝在短臂65的一端部。該轉(zhuǎn)動軸66被形成為斷面圓形，貫穿發(fā)動機3的頭蓋3e，同時被其自由轉(zhuǎn)動地支撐。伴隨該轉(zhuǎn)動軸66的轉(zhuǎn)動，長臂64以及短臂65與其一體地轉(zhuǎn)動。
進而，在短臂65的另一端部自由轉(zhuǎn)動地安裝有所述連接銷59，由此，短臂65經(jīng)由連接銷59連接到下連桿54上。
接著，說明如上構(gòu)成的氣門升程可變機構(gòu)50的動作。在該氣門升程可變機構(gòu)50中，將來自ECU 2的后述的升程控制輸入Uliftin輸入給升程致動器60的電機61時，螺紋軸61a旋轉(zhuǎn)，通過隨之的螺母62的移動，長臂64以及短臂65以轉(zhuǎn)動軸66為中心轉(zhuǎn)動，同時伴隨該短臂65的轉(zhuǎn)動，搖臂機構(gòu)51的下連桿54以下銷58為中心轉(zhuǎn)動。即，通過升程致動器60驅(qū)動下連桿54。
此時，通過ECU 2的反饋控制，短臂65的轉(zhuǎn)動范圍被限制在圖5(a)所示的最大升程位置和圖5(b)所示的最小升程位置之間，由此，下連桿54的轉(zhuǎn)動范圍也被限制于圖4中實線所示的最大升程位置和圖4中雙點劃線所示的最小升程位置之間。
在下連桿54位于最大升程位置的情況下，在由搖臂軸56、上下的銷55、58以及連接銷59構(gòu)成的四連桿中，構(gòu)成為上銷55和下銷58的中心間的距離比搖臂軸56和連接銷59的中心間的距離短，由此，如圖6所示，進氣凸輪6旋轉(zhuǎn)時，調(diào)節(jié)螺栓52a的移動量比進氣凸輪6與滾輪57之間的抵接點的移動量大。
另一方面，在下連桿54位于最小升程位置的情況下，在上述四連桿中，構(gòu)成為上銷55和下銷58的中心間的距離比搖臂軸56和連接銷59的中心間的距離長，由此，如圖7所示，進氣凸輪6旋轉(zhuǎn)時，調(diào)節(jié)螺栓52a的移動量比進氣凸輪6與滾輪57之間的抵接點的移動量小。
由于以上的原因，在下連桿54位于最大升程位置時，進氣門4以比位于最小升程位置時大的氣門升程Liftin打開。具體來說，在進氣凸輪6的旋轉(zhuǎn)中，在下連桿54位于最大升程位置時，進氣門4按照圖8的實線所示的氣門升程曲線打開，氣門升程Liftin表示其最大值Liftinmax。另一方面，在下連桿54位于最小升程位置時，按照雙點劃線所示的氣門升程曲線打開，氣門升程Liftin表示其最小值Liftinmin。另外，圖8的橫軸表示作為進氣凸輪軸5的旋轉(zhuǎn)角度的凸輪角。
從而，在該氣門升程可變機構(gòu)50中，通過電機61，在最大升程位置和最小升程位置之間轉(zhuǎn)動下連桿54，從而可以在最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之間無級地改變進氣門4的氣門升程Liftin。另外，如該圖所示，在氣門升程Liftin表示最小值Liftinmin時，進氣門4的打開定時比表示最大值Liftinmax時延遲。這是由于氣門升程Liftin越小，則氣門升程曲線的上升沿的斜率越小，所以由于氣門間隙的影響，進氣門4的打開更延遲。
此外，在發(fā)動機3上設(shè)有轉(zhuǎn)動角傳感器26(參照圖2)，該轉(zhuǎn)動角傳感器26檢測轉(zhuǎn)動軸66、即短臂65的轉(zhuǎn)動角，將其檢測信號輸出給ECU 2。ECU 2基于該轉(zhuǎn)動角傳感器26的檢測信號，計算進氣門4的氣門升程Liftin。
接著，說明所述凸輪相位可變機構(gòu)70。該凸輪相位可變機構(gòu)70為電磁式，如以下敘述那樣，通過電磁力Fsol，在預(yù)定范圍(后述的最滯后值Cainrt和最超前值Cainad之間的范圍)內(nèi)無級地改變進氣凸輪6、即進氣凸輪軸5相對于曲軸3b的相位(以下稱為‘凸輪相位’)Cain，從而無級地改變進氣門4的氣門正時。如圖9～圖11所示，凸輪相位可變機構(gòu)70具有行星齒輪裝置71以及電磁制動器72等。
該行星齒輪裝置71在進氣凸輪軸5和鏈輪5a間傳遞旋轉(zhuǎn)，具有齒圈71a、三個行星輪71b、太陽輪71c以及行星架71d。該齒圈71a與電磁制動器72的后述的外殼73連接，與其同軸并且一體地旋轉(zhuǎn)。此外，太陽輪71c同軸且一體旋轉(zhuǎn)地安裝在進氣凸輪軸5的末端部。
另一方面，行星架71d的斷面大致形成為三角形，在其三個角部分別突出設(shè)置了軸71e。行星架71d經(jīng)由這些軸71e連接到鏈輪5a上，由此，構(gòu)成為與鏈輪5a同軸且一體地旋轉(zhuǎn)。
此外，各行星輪71b自由旋轉(zhuǎn)地被行星架71d的各軸71e支撐，配置在太陽輪71c和齒圈71a之間，始終與它們嚙合。
進而，所述電磁制動器72具有外殼73、磁芯74、電磁線圈75以及復(fù)位彈簧76。外殼73被形成為中空，在其內(nèi)部相對自由轉(zhuǎn)動地設(shè)有磁芯74。磁芯74具有斷面圓形的基部74a和從此放射狀地延伸的兩個臂74b、74b。磁芯74的基部74a被安裝在行星架71d上，由此，與行星架71d同軸且一體地旋轉(zhuǎn)。
另一方面，在外殼73的內(nèi)周面上，以最滯后位置和最超前位置的一對擋塊73a、73b為一組，相互存有間隔地設(shè)有共兩組擋塊73a、73b。磁芯74的各臂74b配置在一對擋塊73a、73b之間，由此，磁芯74構(gòu)成為可以在臂74b與最滯后位置擋塊73a抵接并被固定住的最滯后位置(圖11中實線所示的位置)、以及與最超前位置擋塊73b抵接并被固定住的最超前位置(圖11中雙點劃線所示的位置)之間，相對于外殼73轉(zhuǎn)動。
此外，復(fù)位彈簧76在被壓縮的狀態(tài)下，橫掛在最超前位置擋塊73b中的一個和與其相對的臂74b之間，利用該復(fù)位彈簧76的推力向最滯后位置擋塊73a側(cè)推動臂74b。
另一方面，電磁線圈75被安裝在與復(fù)位彈簧76相反側(cè)的最超前位置擋塊73b上，以齊平的狀態(tài)設(shè)置在該最超前位置擋塊73b的、與臂74b相對的側(cè)的端部。該電磁線圈75與ECU 2電連接，通過來自ECU 2的相位控制輸入Ucain(電壓信號)被勵磁時，通過其電磁力Fsol，在抵抗復(fù)位彈簧76的推力的同時，吸引相對的臂74b，使其向最超前位置擋塊73b側(cè)轉(zhuǎn)動。
說明如以上構(gòu)成的凸輪相位可變機構(gòu)70的動作。在該凸輪相位可變機構(gòu)70中，在電磁制動器72的電磁線圈75未被勵磁時，磁芯74通過復(fù)位彈簧76的推力，被保持在其臂74b與最滯后位置擋塊73a抵接的最滯后位置，由此，凸輪相位Cain被保持為最滯后值Cainrt(參照圖12)。
在該狀態(tài)下，鏈輪5a向圖11的箭頭Y1方向旋轉(zhuǎn)時，行星架71d和齒圈71a一體地旋轉(zhuǎn)，從而在行星輪71b不旋轉(zhuǎn)的情況下，太陽輪71c與行星架71d以及齒圈71a一體地旋轉(zhuǎn)。即，鏈輪5a與進氣凸輪軸5一體地旋轉(zhuǎn)。
此外，在磁芯74被保持在最滯后位置的狀態(tài)下，電磁線圈75通過來自ECU 2的相位控制輸入Ucain被勵磁時，利用電磁線圈75的電磁力Fsol，磁芯74的臂74b在抵抗復(fù)位彈簧76的推力的同時，被吸引到最超前位置擋塊73b側(cè)、即最超前位置側(cè)，轉(zhuǎn)動到電磁力Fsol和復(fù)位彈簧76的推力平衡的位置。換言之，外殼73相對于磁芯74在箭頭Y1的反方向上轉(zhuǎn)動。
由此，齒圈71a相對于行星架71d在圖10的箭頭Y2方向上轉(zhuǎn)動，隨之，行星輪71b向圖10的箭頭Y3方向轉(zhuǎn)動，從而太陽輪71c向圖10的箭頭Y4方向轉(zhuǎn)動。其結(jié)果是，進氣凸輪軸5相對于鏈輪5a在鏈輪的旋轉(zhuǎn)方向上(即圖10的箭頭Y2的反方向)轉(zhuǎn)動，凸輪相位Cain提前。
在該情況下，外殼73的轉(zhuǎn)動經(jīng)由齒圈71a、行星輪71b以及太陽輪71c被傳遞到進氣凸輪軸5，所以利用行星齒輪裝置71的增速作用，進氣凸輪軸5相對于鏈輪5a轉(zhuǎn)動對外殼73的轉(zhuǎn)動角度進行放大后的角度。即，進氣凸輪6的凸輪相位Cain的提前量被設(shè)定成為將外殼73的轉(zhuǎn)動角度放大后的值。這是由于電磁線圈75的電磁力Fsol可作用的距離有限，所以對其進行補償，而在更寬范圍內(nèi)改變凸輪相位Cain。
在以上的凸輪相位可變機構(gòu)70的動作中，如圖12所示，示出了凸輪相位Cain根據(jù)對電磁線圈75的相位控制輸入Ucain，在最滯后值Cainrt(0°)和最超前值Cainad(例如55°)之間連續(xù)地變化，同時表示相位控制輸入Ucain增大的方向時的凸輪相位Cain的值的實線曲線與表示相位控制輸入Ucain減小的方向時的凸輪相位Cain的值的虛線曲線相互不同的、所謂滯后特性。這是由于，如圖13所示，電磁線圈75具有在被相位控制輸入Ucain勵磁、產(chǎn)生電磁力Fsol時，起動時的電磁力Fsol的上升延遲的特性。
此外，如上所述，由于凸輪相位Cain在最滯后值Cainrt和最超前值Cainad之間改變，從而進氣門4的氣門正時在圖14中實線所示的最滯后定時和圖14中雙點劃線所示的最超前定時之間無級地改變。
另外，在本實施方式中，代替現(xiàn)有的油壓驅(qū)動式的凸輪相位可變機構(gòu)而使用如上的凸輪相位可變機構(gòu)70的原因如下。即，現(xiàn)有的油壓驅(qū)動式的凸輪相位可變機構(gòu)具有通過油壓泵等的起動而使油壓上升，在能夠控制凸輪相位Cain之前需要時間，同時油溫為極低溫時，響應(yīng)性惡化的特性，并具有死區(qū)時間長、響應(yīng)性低的缺點。相對于此，本實施方式的凸輪相位可變機構(gòu)70具有下述優(yōu)點不必等待油壓的上升，不受到油溫的影響，從起動時起就可以適當?shù)乜刂仆馆喯辔籆ain，同時死區(qū)時間更少、可以確保更高的響應(yīng)性。
如上所述，在本實施方式的可變式進氣動閥機構(gòu)40中，通過氣門升程可變機構(gòu)50，無級地改變進氣門4的氣門升程Liftin，同時通過凸輪相位可變機構(gòu)70，無級地改變凸輪相位Cain即進氣門4的氣門正時。此外，如后所述，通過ECU 2，經(jīng)由氣門升程可變機構(gòu)50以及凸輪相位可變機構(gòu)70，分別控制氣門升程Liftin以及凸輪相位Cain。此時，可變式進氣動閥機構(gòu)40構(gòu)成為，例如，即使在氣門升程Liftin被控制為最大值Liftinmax、并且凸輪相位Cain被控制為最滯后值Cainrt時，仍然在進氣行程的TDC位置之前的定時對進氣門4進行打開。
另一方面，在進氣凸輪軸5的與凸輪相位可變機構(gòu)70相反側(cè)的端部設(shè)有凸輪角傳感器27(參照圖2)。該凸輪角傳感器27例如由磁轉(zhuǎn)子以及MRE拾取器構(gòu)成，伴隨進氣凸輪軸5的旋轉(zhuǎn)，每過預(yù)定的凸輪角(例如1°)向ECU 2輸出作為脈沖信號的CAM信號。ECU 2根據(jù)該CAM信號以及上述CRK信號，計算凸輪相位Cain。
進而，如圖2所示，在ECU 2上連接有油門開度傳感器28以及點火開關(guān)(以下稱為‘IG·SW’)29。該油門開度傳感器28檢測未圖示的油門踏板的開度(以下稱為‘油門開度’)AP，將其檢測信號輸出給ECU 2。此外，IG·SW 29通過點火鑰匙(未圖示)操作而被接通/斷開，同時向ECU 2輸出表示其接通/斷開狀態(tài)的信號。另外，在本實施方式中，油門開度AP相當于負荷參數(shù)以及第一負荷參數(shù)。
ECU 2通過由I/O接口、CPU、RAM以及ROM等構(gòu)成的微計算機構(gòu)成，根據(jù)所述各種傳感器20～28的檢測信號以及IG·SW 29的接通/斷開信號等，判斷發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)，同時控制吸入空氣量。具體來說，如后所述，通過氣門升程可變機構(gòu)50以及凸輪相位可變機構(gòu)70分別控制氣門升程Liftin以及凸輪相位Cain，從而控制吸入空氣量。
一般地，在吸入空氣量控制中，控制氣門升程Liftin時比控制凸輪相位Cain時更能確保高的響應(yīng)性。換言之，控制凸輪相位Cain時與控制氣門升程Liftin相比，可以以微少的變化量非常細致地控制吸入空氣量，可以確保高的控制精度。這是由于以下的原因。
即，如圖15(a)～(c)所示，僅改變氣門升程Liftin時，該圖的陰影線部分的面積伴隨氣門升程Liftin的減小而大致二維地減小。此時，可知由于吸入空氣量與該陰影線部分的面積成正比地變化，所以可以通過氣門升程Liftin的增減來急劇地增減吸入空氣量，可以確保高的響應(yīng)性。
另一方面，如圖16(a)～(c)所示，僅改變凸輪相位Cain時，該圖的陰影線部分的面積伴隨凸輪相位Cain的超前而大致一維地變化。該傾向在氣門升程Liftin極小的狀態(tài)下變得顯著。此時，如上所述，可知由于吸入空氣量與該圖的陰影線部分的面積成正比地變化，所以可以通過凸輪相位Cain的超前/滯后，以微小的變化量非常細致地增減吸入空氣量，可以確保高的控制精度。
從而，在本實施方式的吸入空氣量控制中，由于上述原因，如后述地執(zhí)行以氣門升程控制以及凸輪相位控制中的一方為主側(cè)、以另一方為從側(cè)的主/從控制。即，在吸入空氣量控制中，發(fā)動機3的高負荷運轉(zhuǎn)時等的要求高的響應(yīng)性時，將氣門升程控制設(shè)定為主側(cè)，將凸輪相位控制設(shè)定為從側(cè)，同時在低負荷運轉(zhuǎn)時等的要求高的控制精度時，將氣門升程控制設(shè)定為從側(cè)，將凸輪相位控制設(shè)定為主側(cè)。
另外，在以下的說明中，將氣門升程控制為主側(cè)、凸輪相位控制被設(shè)定為從側(cè)的控制模式表述為‘升程主模式’，將氣門升程控制為從側(cè)、凸輪相位控制被設(shè)定為主側(cè)的控制模式表述為‘相位主模式’。
另外，在本實施方式中，通過ECU 2構(gòu)成了目標吸入空氣量設(shè)定單元、吸入空氣量檢測單元、第一控制值計算單元、第二控制值計算單元、控制輸入計算單元、第一控制單元、第二控制單元、控制選擇單元、負荷域判斷單元、第二負荷參數(shù)設(shè)定單元、凸輪相位控制值計算單元以及氣門升程控制值計算單元。
接著，參照圖17說明本實施方式的吸入空氣量控制裝置1。如該圖所示，吸入空氣量控制裝置1具有目標吸入空氣量計算部90、第一ACTASS控制器100、第一從值計算部110、目標氣門升程計算部111、氣門升程控制器120、第二ACTASS控制器200、第二從值計算部210、目標凸輪相位計算部211、凸輪相位控制器220、以及主/從選擇部230，具體地，它們都由ECU 2構(gòu)成。
在該吸入空氣量控制裝置1中，如以下所敘述的那樣，計算升程控制輸入Uliftin以及相位控制輸入Ucain，并且將這些控制輸入Uliftin、Ucain分別輸入給氣門升程可變機構(gòu)50以及凸輪相位可變機構(gòu)70，從而進行控制，以使實際吸入空氣量Gcyl收斂于目標吸入空氣量Gcyl_cmd。
該實際吸入空氣量Gcyl是估計為實際吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量，具體來說，通過圖19的式(1)來計算。在該式(1)中，VB表示進氣管內(nèi)體積，R表示預(yù)定的氣體常數(shù)。此外，在該式(1)中，帶有記號(k)的各離散數(shù)據(jù)表示是與預(yù)定的控制周期ΔT1同步地采樣(或計算)的數(shù)據(jù)，記號k表示各離散數(shù)據(jù)的采樣周期的序號。例如，記號k表示是在本次的控制定時采樣的值，記號k-1表示是在前次控制定時采樣的值。這一點在以下的離散數(shù)據(jù)中也是同樣的。另外，在以下的說明中，適當省略了各離散數(shù)據(jù)的記號(k)等。
此外，控制周期ΔT1被設(shè)定為可以在后述的設(shè)備模型[式(8)、(22)]中適當?shù)胤从澄肟諝饬康膭討B(tài)特性的預(yù)定值(例如10msec)。進而，在本實施方式中，控制周期ΔT1相當于第一和第二控制值計算單元的計算周期。
在該吸入空氣量控制裝置1中，首先，通過目標吸入空氣量計算部90(目標吸入空氣量設(shè)定單元)，根據(jù)油門開度AP、發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE以及發(fā)動機水溫TW等，計算目標吸入空氣量Gcyl_cmd。
接著，在第一ACTASS控制器100(第一控制值計算單元、第一控制單元)中，通過后述的控制算法，根據(jù)目標吸入空氣量Gcyl_cmd，計算目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms，同時在第一從值計算部110(第二控制值計算單元、第一控制單元)中，通過后述的表檢索，根據(jù)目標凸輪相位Cain_cmd，計算目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl。
進而，通過目標氣門升程計算部111將目標氣門升程Liftin_cmd計算為其主值Liftin_cmd_ms和從值Liftin_cmd_sl之和。然后，在氣門升程控制器120(控制輸入計算單元)中，通過后述的控制算法，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd以及氣門升程Liftin，計算作為對氣門升程可變機構(gòu)50的控制輸入的升程控制輸入Uliftin。
另一方面，在第二ACTASS控制器200(第一控制值計算單元、第二控制單元)中，通過后述的控制算法，根據(jù)目標吸入空氣量Gcyl_cmd計算目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms，同時在第二從值計算部210(第二控制值計算單元、第二控制單元)中，通過后述的表檢索，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd，計算目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl進而，通過目標凸輪相位計算部211，將目標凸輪相位Cain_cmd計算為其主值Cain_cmd_ms和從值Cain_cmd_sl之和。然后，在凸輪相位控制器220(控制輸入計算單元)中，通過后述的控制算法，根據(jù)目標凸輪相位Cain_cmd以及凸輪相位Cain，計算作為對凸輪相位可變機構(gòu)70的控制輸入的相位控制輸入Ucain。
此外，通過主/從選擇部230(控制選擇單元)，如后所述地，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd或目標凸輪相位Cain_cmd，選擇出第一ACTASS控制器100中的目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms的計算算法，同時選擇第二ACTASS控制器200中的目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms的計算算法。
另外，在本實施方式中，目標凸輪相位Cain_cmd相當于第一控制值、第二控制值、第二負荷參數(shù)、表示凸輪相位控制的狀態(tài)的參數(shù)以及凸輪相位控制值。此外，目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms相當于反饋控制值以及凸輪相位反饋控制值，目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl相當于第二控制值以及凸輪相位設(shè)定值。
進而，目標氣門升程Liftin_cmd相當于第一控制值、第二控制值、第二負荷參數(shù)、表示氣門升程控制的狀態(tài)的參數(shù)以及氣門升程控制值。此外，目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms相當于反饋控制值以及氣門升程反饋控制值，目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl相當于第二控制值以及氣門升程設(shè)定值。
接著，參照圖18說明前述的第一ACTASS控制器100。該第一ACTASS控制器100通過目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴╗圖19所示的式(2)～(7)]，計算目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms，具有目標值濾波器101、滑?？刂破?02以及自適應(yīng)干擾觀測器108。
在該目標值濾波器101中，通過圖19的式(2)所示的一階延遲濾波算法，計算目標吸入空氣量的濾波值Gcyl_cmd_f。在該式(2)中，POLE_f是目標值濾波設(shè)定參數(shù)，被設(shè)定為使-1＜POLE_f＜0的關(guān)系成立的值。
接著，說明滑?？刂破?02。該滑?？刂破?02通過以下敘述的滑?？刂扑惴?，計算目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms，具有等效控制輸入計算部103、追隨誤差計算部104、切換函數(shù)計算部105、趨近率輸入計算部106以及主值計算部107。
首先，在等效控制輸入計算部103中，通過圖19的式(4)，計算等效控制輸入Ueq。在該式(4)中，POLE是后述的切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)，a1、a2、b1、b2是后述的模型的模型參數(shù)，c1表示通過自適應(yīng)干擾觀測器108如后述地計算出的干擾估計值。
此外，在追隨誤差計算部104中，通過圖19的式(7)計算追隨誤差Egc，在切換函數(shù)計算部105中，通過圖19的式(6)計算切換函數(shù)σ。在該式(6)中，切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE被設(shè)定為使-1＜POLE＜0的關(guān)系成立的值。
進而，在趨近率輸入計算部106中，通過圖19的式(5)計算趨近率輸入Urch。在該式(5)中，Krch是趨近率增益，被設(shè)定為預(yù)定值。然后，在主值計算部107中，通過式(3)計算目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms。
如上，在滑?？刂破?02中，通過圖19的式(3)～(7)的滑?？刂扑惴?，計算目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms。另外，這些式(3)～(7)如下地進行推導(dǎo)。
首先，將設(shè)備112(參照圖18)定義為以目標氣門升程Liftin_cmd作為輸入、以實際吸入空氣量Gcyl作為輸出的系統(tǒng)，同時模型化為離散時間系統(tǒng)模型時，得到圖19所示的式(8)。在該式(8)中，a1、a2、b1、b2表示模型參數(shù)，它們被設(shè)定為預(yù)定值。
該式(8)表示目標氣門升程Liftin_cmd和實際吸入空氣量Gcyl之間的動態(tài)特性的關(guān)系，但由于兩者的動態(tài)特性的關(guān)系、作為目標氣門升程Liftin_cmd的反饋成分的主值Liftin_cmd_ms和實際吸入空氣量Gcyl的動態(tài)特性的關(guān)系可認為實質(zhì)上相同，所以將該式(8)的目標氣門升程Liftin_cmd置換為目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms時，推導(dǎo)出圖19的式(9)的模型。進而，根據(jù)該模型，應(yīng)用滑?？刂扑惴ǎ沟脤嶋H吸入空氣量Gcyl收斂于目標吸入空氣量的濾波值Gcyl_cmd_f時，推導(dǎo)出上述的圖19的式(3)～(7)。
另一方面，在自適應(yīng)干擾觀測器108中，如以下所敘述的那樣，計算干擾估計值c1，同時通過所述主/從選擇部230，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd或目標凸輪相位Cain_cmd選擇其計算算法。
即，如前所述，在吸入空氣量控制中，在升程主模式時，由圖20的式(10)～(14)的辨識算法計算干擾估計值c1。在該式(10)中，Pdov表示預(yù)定的辨識增益，e_dov表示辨識誤差。該辨識誤差e_dov由式(11)計算。此外，該式(11)的Gcyl_hat是實際吸入空氣量Gcyl的辨識值，由式(12)計算。該式(12)的θ是如式(13)這樣表示其轉(zhuǎn)置矩陣的矢量，ζ是如式(14)這樣表示其轉(zhuǎn)置矩陣的矢量。
另一方面，在相位主模式時，通過圖20的式(15)計算干擾估計值c1。參照該式(15)可知，將由該式(15)計算出的干擾估計值c1應(yīng)用于所述式(4)時，Ueq＝-Urch，其結(jié)果是，作為氣門升程控制中的反饋成分的目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms成為值0。即，相位主模式時，Liftin_cmd＝Liftin_cmd_sl。
如上，在第一ACTASS控制器100中，在吸入空氣量的控制模式為升程主模式時，目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms由升程主模式用算法[式(2)～(7)、(10)～(14)]計算，在相位主模式中，由相位主模式用算法[式(2)～(7)、(15)]計算。
這樣，目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms由升程主模式用算法計算時，通過上述濾波型2自由度滑?？刂扑惴?，實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的追隨性以及干擾抑制能力都可以高水平地得到確保。特別是，通過在-1＜POLE_f＜0的范圍內(nèi)任意地設(shè)定目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f，可以自由地指定追隨性，同時通過在-1＜POLE＜0的范圍內(nèi)任意地設(shè)定切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE，可以自由地指定干擾抑制能力。
參照圖21具體地對其進行說明時，在表示該圖的實際吸入空氣量Gcyl的曲線中，實線所示的曲線表示將目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f以及切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE都設(shè)定為接近于值0的值的情況，雙點劃線所示的曲線表示將目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f以及切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE都設(shè)定為接近于值-1的值的情況。
在該圖中，比較目標吸入空氣量Gcyl_cmd從值0開始變化以后(時刻t1以后)的兩個曲線時，可知將目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f設(shè)定為接近于值0的值時與設(shè)定為接近于值-1的值時相比，實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的追隨性提高。此外，比較施加干擾以后(時刻t2以后)的兩個曲線時，可知將切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE設(shè)定為接近于值0的值時與設(shè)定為接近于值-1的值時相比，干擾抑制能力提高。
如上，通過將目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f在所述范圍內(nèi)設(shè)定為接近于值0的值，可以提高追隨性，同時通過將切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE在所述范圍內(nèi)設(shè)定為接近于值0的值，可以提高干擾抑制能力。即，即使在發(fā)動機3的要求扭矩急劇變化時，也可以避免吸入空氣量控制中的過沖以及振動行為。進而，由于使用2自由度滑?？刂扑惴ǎ钥梢詥为毜卦O(shè)定目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f以及切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE。由此，例如，即使將實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的追隨性(收斂速度)設(shè)定得緩慢，以避免過沖的情況下，也可以確保高的干擾抑制能力。
接著，參照圖22，說明前述的第二ACTASS控制器200。該第二ACTASS控制器200與所述第一ACTASS控制器100同樣，通過目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴╗圖23所示的式(16)～(21)]，計算目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms，具有目標值濾波器201、滑?？刂破?02以及自適應(yīng)干擾觀測器208。
在該目標值濾波器201中，通過圖23的式(16)、即與所述式(2)相同的一階延遲濾波算法，計算目標吸入空氣量的濾波值Gcyl_cmd_f。
接著，說明滑模控制器202。該滑?？刂破?02與所述滑?？刂破?02同樣，通過以下敘述的滑?？刂扑惴?，計算目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms，具有等效控制輸入計算部203、追隨誤差計算部204、切換函數(shù)計算部205、趨近率輸入計算部206以及主值計算部207。
首先，在等效控制輸入計算部203中，通過圖23的式(18)，計算等效控制輸入Ueq’。在該式(18)中，POLE’是后述的切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)，a1’、a2’、b1’、b2’是后述的模型的模型參數(shù)，c1’表示通過自適應(yīng)干擾觀測器208如后述地計算出的干擾估計值。
此外，在追隨誤差計算部204中，通過圖23的式(21)、即與所述式(7)相同的式，計算追隨誤差Egc，在切換函數(shù)計算部205中，通過圖23的式(20)計算切換函數(shù)σ’。在該式(20)中，切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE’被設(shè)定為使-1＜POLE’＜0的關(guān)系成立的值。
進而，在趨近率輸入計算部206中，通過圖23的式(19)計算趨近率輸入Urch’。在該式(19)中，Krch’表示趨近率增益，被設(shè)定為預(yù)定值。然后，在主值計算部207中，通過式(17)計算目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms。
如上，在滑?？刂破?02中，通過圖23的式(17)～(21)的滑?？刂扑惴ǎ嬎隳繕送馆喯辔坏闹髦礐ain_cmd_ms。另外，這些式(17)～(21)如下地進行推導(dǎo)。
首先，將設(shè)備212(參照圖22)定義為以目標凸輪相位Cain_cmd作為輸入、以實際吸入空氣量Gcyl作為輸出的系統(tǒng)，同時模型化為離散時間系統(tǒng)模型時，得到圖23所示的式(22)。在該式(22)中，a1’、a2’、b1’、b2’表示模型參數(shù)，它們被設(shè)定為預(yù)定值。
將該式(22)的目標凸輪相位Cain_cmd置換為目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms時，推導(dǎo)出圖23的式(23)的模型。進而，根據(jù)該模型，應(yīng)用滑?？刂扑惴ǎ允箤嶋H吸入空氣量Gcyl收斂于目標吸入空氣量的濾波值Gcyl_cmd_f時，推導(dǎo)出所述的式(17)～(21)。
另一方面，在自適應(yīng)干擾觀測器208中，如以下所敘述的那樣，計算干擾估計值c1’，同時通過所述主/從選擇部230，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd或目標凸輪相位Cain_cmd選擇其計算算法。
即，在吸入空氣量控制中，在相位主模式時，由圖24的式(24)～(28)的辨識算法計算干擾估計值c1’。在該式(25)中，Pdov’表示預(yù)定的辨識增益，e_dov’表示辨識誤差。該辨識誤差e_dov’由式(25)計算。此外，該式(25)的Gcyl_hat’是實際吸入空氣量Gcyl的辨識值，由式(26)計算。該式(26)的θ’是如式(27)這樣表示其轉(zhuǎn)置矩陣的矢量，ζ是如式(28)這樣表示其轉(zhuǎn)置矩陣的矢量。
另一方面，在升程主模式時，通過圖24的式(29)計算干擾估計值c1’。參照該式(29)可知，將由該式(29)計算出的干擾估計值c1’應(yīng)用于所述式(18)時，Ueq’＝-Urch’，其結(jié)果是，作為凸輪相位控制中的反饋成分的目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms成為值0。即，升程主模式時，Cain_cmd＝Cain_cmd_sl。
如上，在第二ACTASS控制器200中，在吸入空氣量的控制模式為相位主模式時，目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms由相位主模式用算法[式(16)～(21)、(24)～(28)]計算，在升程主模式中，由升程主模式用算法[式(16)～(21)、(29)]計算。
這樣，目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms由升程主模式用算法計算時，通過上述濾波型2自由度滑?？刂扑惴?，實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的追隨性以及干擾抑制能力都可以高水平地得到確保。特別是，如前所述，通過在-1＜POLE_f＜0的范圍內(nèi)任意地設(shè)定目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f，可以自由地指定追隨性，同時通過在-1＜POLE’＜0的范圍內(nèi)任意地設(shè)定切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE’，可以自由地指定干擾抑制能力。
接著，說明所述氣門升程控制器120。該氣門升程控制器120通過以下敘述的控制算法，計算升程控制輸入Uliftin，以使氣門升程Liftin收斂于目標氣門升程Liftin_cmd，如圖25所示，由狀態(tài)預(yù)測器121、板上辨識器122以及2自由度滑?？刂破?23構(gòu)成。
在該狀態(tài)預(yù)測器121中，通過以下敘述的預(yù)測算法，計算作為氣門升程Liftin的預(yù)測值的預(yù)測氣門升程Pre_Liftin。
具體來說，使用圖26所示的式(30)作為設(shè)備模型。在該式(30)中，dx表示由設(shè)備的特性確定的死區(qū)時間。此外，a1”、a2”、b1”、b2”表示模型參數(shù)，通過板上辨識器122，如后述地遞推地進行辨識。進而，記號n表示離散化的時間，帶有記號(n)的各離散數(shù)據(jù)表示是與比帶有所述記號(k)的離散數(shù)據(jù)短的預(yù)定的控制周期ΔT2(例如2msec)同步地采樣的數(shù)據(jù)。這一點在以下的其它離散數(shù)據(jù)中也是同樣的，此外，在以下的說明中，適當省略表示是離散數(shù)據(jù)的記號(n)。另外，在本實施方式中，控制周期ΔT2相當于控制輸入計算單元的計算周期。
接著，使用模型參數(shù)a1”、a2”、b1”、b2”如圖26所示的式(31)、(32)這樣定義矩陣A、B，同時通過將上述式(30)變形，得到圖26所示的式(33)。
通過使用該式(33)，雖然可以計算預(yù)測氣門升程Pre_Liftin，但由于模型階數(shù)的不足或控制對象的非線性特性等，預(yù)測氣門升程Pre_Liftin可能產(chǎn)生穩(wěn)態(tài)偏差以及模型化誤差。
為了避免于此，在本實施方式的狀態(tài)預(yù)測器121中，代替式(33)，而通過圖26所示的式(34)計算預(yù)測氣門升程Pre_Liftin。該式(34)在式(33)的右邊加入用于補償穩(wěn)態(tài)偏差以及模型化誤差的補償值γ1，同時將左邊的Liftin置換為Pre_Liftin。
接著，說明板上辨識器122。該板上辨識器122通過以下敘述的遞推型辨識算法，辨識所述式(34)中的模型參數(shù)的矩陣成分α1、α2、βj以及補償值γ1的矢量θx。
具體來說，通過圖27所示的式(35)～(40)計算矢量θx。該矢量θx的轉(zhuǎn)置矩陣如該圖的式(39)這樣進行定義。此外，在式(35)中，KP表示增益系數(shù)的矢量，該增益系數(shù)的矢量KP由式(36)計算。該式(36)的P是由式(37)定義的dx+4階的方陣，ζx是如式(40)這樣定義其轉(zhuǎn)置矩陣的矢量。進而，式(35)的辨識誤差ide由式(38)計算。
在如上的辨識算法中，通過式(37)的權(quán)重參數(shù)λ1、λ2的設(shè)定，選擇以下的四個辨識算法中的一個。
即，λ1＝1、λ2＝0；固定增益算法λ1＝1、λ2＝1；最小二乘法算法λ1＝1、λ2＝λ；遞減增益算法λ1＝λ、λ2＝1；加權(quán)最小二乘法算法其中，λ是被設(shè)定為0＜λ＜1的預(yù)定值。
另外，在本實施方式中，為了同時最佳地確保辨識精度以及矢量θx向最佳值的收斂速度，采用了加權(quán)最小二乘法算法。
接著，說明2自由度滑?？刂破?以下稱為‘TDFSLD控制器’)123。在該TDFSLD控制器123中，如以下敘述的那樣，通過目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴ㄓ嬎闵炭刂戚斎險liftin，以使氣門升程Liftin收斂于目標氣門升程Liftin_cmd。
具體來說，基于所述式(30)的設(shè)備模型，與所述第一ACTASS控制器100同樣，應(yīng)用目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴〞r，推導(dǎo)出圖28所示的式(41)～(46)。在該圖的式(41)中，Liftin_cmd_f表示目標氣門升程的濾波值，POLE_f”是目標值濾波設(shè)定參數(shù)，被設(shè)定為使-1＜POLE_f”＜0的關(guān)系成立的值。
此外，等效控制輸入Ueq”由式(43)計算。在該式(43)中，POLE”是切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)，被設(shè)定為使-1＜POLE”＜0的關(guān)系成立的值。
進而，趨近率輸入Urch”由式(44)計算。在該式(44)中，Krch”是預(yù)定的趨近率增益，Pre_σ”是由式(45)計算出的預(yù)測切換函數(shù)。此外，該式(45)的Pre_E_lf是追隨誤差，由式(46)計算。
如上，在該氣門升程控制器120中，在狀態(tài)預(yù)測器121中，通過加入了補償值γ1的狀態(tài)預(yù)測算法，計算預(yù)測氣門升程Pre_Liftin，同時由板上辨識器122遞推地辨識該補償值γ1，所以可以在補償所述穩(wěn)態(tài)偏差以及模型化誤差的同時，高精度地計算預(yù)測氣門升程Pre_Liftin。
此外，在TDFSLD控制器123中，可以使氣門升程Liftin收斂于目標氣門升程Liftin_cmd，同時如前所述，可以通過切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)P0LE”的設(shè)定來任意地指定其收斂行為以及收斂速度。進而，通過將補償值γ1包含到等效控制輸入Ueq”的計算式(43)中，還可以提高干擾抑制能力。
另外，第一ACTASS控制器100以及氣門升程控制器120中的切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE、POLE”被設(shè)定為使-1＜POLE＜POLE”＜0的關(guān)系成立的值。由此，與第一ACTASS控制器100的控制相比，可以提高氣門升程控制器120的控制的快速響應(yīng)性，可以提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性即控制性。
進而，在氣門升程控制器120中，使用與所述控制周期ΔT2同步地采樣的數(shù)據(jù)來計算升程控制輸入Uliftin。即，以短于目標氣門升程Liftin_cmd的計算周期(即控制周期ΔT1)的周期ΔT2計算升程控制輸入Uliftin。由此，可以使通過氣門升程控制器120的控制實現(xiàn)的、氣門升程Liftin向目標氣門升程Liftin_cmd的收斂速度，比通過第一ACTASS控制器100的控制實現(xiàn)的、實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的收斂速度快，其結(jié)果是，可以進一步提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性即控制性。
接著，說明所述的凸輪相位控制器220。該凸輪相位控制器220與所述氣門升程控制器120同樣，通過以下敘述的控制算法，計算相位控制輸入Ucain，以使凸輪相位Cain收斂于目標凸輪相位Cain_cmd，如圖29所示，由狀態(tài)預(yù)測器221、板上辨識器222以及2自由度滑?？刂破?23構(gòu)成。
在該狀態(tài)預(yù)測器221中，通過與所述狀態(tài)預(yù)測器121同樣的預(yù)測算法、即圖30的式(51)，計算作為凸輪相位Cain的預(yù)測值的預(yù)測凸輪相位Pre_Cain。該式(51)如下地進行推導(dǎo)。即，使用圖30所示的式(47)作為設(shè)備模型。在該式(47)中，dy表示由設(shè)備的特性確定的死區(qū)時間。此外，a1*、a2*、b1*、b2*表示模型參數(shù)，通過板上辨識器222，如后述地遞推地辨識。
接著，使用模型參數(shù)a1*、a2*、b1*、b2*如圖30所示的式(48)、(49)這樣定義矩陣A、B，同時通過將上述式(47)變形，得到圖30所示的式(50)。進而，如前所述，在式(50)的右邊加入用于補償穩(wěn)態(tài)偏差以及模型化誤差的補償值γ1*，同時將左邊的Cain置換為Pre_Cain，從而推導(dǎo)出圖30的式(51)。
接著，說明板上辨識器222。在該板上辨識器222中，通過與所述板上辨識器122同樣的遞推型辨識算法，辨識所述式(51)中的模型參數(shù)的矩陣成分α1*、α2*、βj*以及補償值γ1*的矢量θ*。
具體來說，通過圖31所示的式(52)～(57)計算矢量θ*。該矢量θ*的轉(zhuǎn)置矩陣如該圖的式(56)這樣定義。此外，在式(52)中，KP*表示增益系數(shù)的矢量，該增益系數(shù)的矢量KP*由式(53)計算。該式(53)的P*是由式(54)定義的dy+4階的方陣，ζ*是如式(57)這樣定義其轉(zhuǎn)置矩陣的矢量。進而，式(52)的辨識誤差ide*由式(55)計算。
在如上的辨識算法中，如前所述，通過式(54)的權(quán)重參數(shù)λ1*、λ2*的設(shè)定，可選擇固定增益算法、最小二乘法算法、遞減增益算法以及加權(quán)最小二乘法算法中的任意一種，在本實施方式中，由于上述的原因，采用加權(quán)最小二乘法算法。
接著，說明2自由度滑?？刂破?以下稱為‘TDFSLD控制器’)223。在該TDFSLD控制器223中，如以下敘述的那樣，通過目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴ㄓ嬎阆辔豢刂戚斎險cain，以使凸輪相位Cain收斂于目標凸輪相位Cain_cmd。
具體來說，基于所述式(47)的設(shè)備模型，應(yīng)用與所述TDFSLD控制器123同樣的目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴〞r，推導(dǎo)出圖32所示的式(58)～(63)。在該圖的式(58)中，Cain_cmd_f表示目標凸輪相位的濾波值，POLE_f*是目標值濾波設(shè)定參數(shù)，被設(shè)定為使-1＜POLE_f*＜0的關(guān)系成立的值。
此外，等效控制輸入Ueq*由式(60)計算。在該式(60)中，POLE*是切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)，被設(shè)定為使-1＜POLE*＜0的關(guān)系成立的值。
進而，趨近率輸入Urch*由式(61)計算。在該式(61)中，Krch*是預(yù)定的趨近率增益，Pre_σ*是由式(62)計算出的預(yù)測切換函數(shù)。此外，該式(62)的Pre_E_ca*是追隨誤差，由式(63)計算。
如上，在該凸輪相位控制器220中，在狀態(tài)預(yù)測器221中，通過加入了補償值γ1*的狀態(tài)預(yù)測算法，計算預(yù)測凸輪相位Pre_Cain，同時由板上辨識器222遞推地辨識該補償值γ1*，所以可以在補償所述穩(wěn)態(tài)偏差以及模型化誤差的同時，高精度地計算預(yù)測凸輪相位Pre_Cain。
此外，在TDFSLD控制器223中，可以使凸輪相位Cain收斂于目標凸輪相位Cain_cmd，同時如前所述，可以通過切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE*的設(shè)定來任意地指定其收斂行為以及收斂速度。進而，通過將補償值γ1*包含到等效控制輸入Ueq*的計算式(60)中，還可以提高干擾抑制能力。
另外，第二ACTASS控制器200以及凸輪相位控制器220中的切換函數(shù)設(shè)定參數(shù)POLE’、POLE*被設(shè)定為使-1＜POLE’＜POLE*＜0的關(guān)系成立的值。由此，與第二ACTASS控制器200的控制相比，可以提高凸輪相位控制器220的控制的快速響應(yīng)性，可以提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性即控制性。
進而，在凸輪相位控制器220中，使用與所述控制周期ΔT2同步地采樣的數(shù)據(jù)來計算相位控制輸入Ucain。即，以短于目標凸輪相位Cain_cmd的計算周期(即控制周期ΔT1)的周期ΔT2計算相位控制輸入Ucain。由此，可以使通過凸輪相位控制器220的控制實現(xiàn)的、凸輪相位Cain向目標凸輪相位Cain_cmd的收斂速度，比通過第二ACTASS控制器200的控制實現(xiàn)的、實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的收斂速度快，其結(jié)果是，可以進一步提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性即控制性。
以下，參照圖33說明由ECU 2執(zhí)行的發(fā)動機控制中的主要的控制處理。如該圖(a)所示，在步驟1(在圖中略為‘S1’。以下相同)中，以所述控制周期ΔT1執(zhí)行吸入空氣量控制處理。在該處理中，如后所述，計算目標氣門升程Liftin_cmd以及目標凸輪相位Cain_cmd等。
此外，如該圖(b)所示，在步驟2、3中，如后述地計算升程控制輸入Uliftin以及相位控制輸入Ucain。由于上述的原因，這些計算處理以短于控制周期ΔT1的控制周期ΔT2(＜ΔT1)執(zhí)行。
進而，如該圖(c)所示，在步驟4、5中，與TDC信號的產(chǎn)生定時同步地分別執(zhí)行燃料控制處理以及點火正時控制處理。在該燃料控制處理中，省略其詳細的說明，根據(jù)發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)計算燃料噴射閥12的燃料噴射量TOUT。此外，在點火正時控制處理中，如后所述，計算點火正時Iglog。
接著，參照圖34說明所述吸入空氣量控制處理。如該圖所示，在該程序中，首先，在步驟10中，判斷進氣動閥機構(gòu)故障標志F_VLVNG是否為‘1’。該進氣動閥機構(gòu)故障標志F_VLVNG在可變式進氣動閥機構(gòu)40發(fā)生故障時被設(shè)定為‘1’，在正常時被設(shè)定為‘0’。
其判斷結(jié)果為“是”、可變式進氣動閥機構(gòu)40發(fā)生故障時，就此結(jié)束本程序。另一方面，其判斷結(jié)果為“否”、可變式進氣動閥機構(gòu)40為正常時，進至步驟11，判斷發(fā)動機起動標志F_ENGSTART是否為‘1’。在未圖示的判斷處理中，根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE以及IG·SW 29的輸出狀態(tài)來判斷是否處于發(fā)動機起動控制中即起動動作(cranking)中，由此設(shè)定該發(fā)動機起動標志F_ENGSTART，具體來說，在發(fā)動機起動控制中時設(shè)定為‘1’，在別的時候設(shè)定為‘0’。
在步驟11的判斷結(jié)果為“是”、處于發(fā)動機起動控制中時，進至步驟12，根據(jù)發(fā)動機水溫TW，通過檢索圖35所示的表，計算目標吸入空氣量的起動時用值Gcyl_cmd_crk。如該圖所示，在該表中，發(fā)動機水溫TW越高，則將目標吸入空氣量的起動時用值Gcyl_cmd_crk設(shè)定為越小的值。這是由于發(fā)動機水溫TW越高，則發(fā)動機3越容易起動，從而可以同時減小吸入空氣量以及燃料噴射量。
接著，進至步驟13，在將目標吸入空氣量Gcyl_cmd設(shè)定為上述起動時用值Gcyl_cmd_crk之后，在步驟14中，通過所述式(1)，計算實際吸入空氣量Gcyl。接著，進至步驟15，如后所述，在執(zhí)行升程和相位控制處理之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟11的判斷結(jié)果為“否”、不處于發(fā)動機起動控制中時，進至步驟16，判斷作為從發(fā)動機3起動結(jié)束后的經(jīng)過時間的催化劑預(yù)熱控制執(zhí)行時間Tcat是否小于預(yù)定值Tcatlmt(例如30sec)。該催化劑預(yù)熱控制用于在發(fā)動機起動后快速活化催化裝置16a、16b內(nèi)的催化劑。
在該步驟16的判斷結(jié)果為“是”、Tcat＜Tcatlmt時，進至步驟17，判斷油門開度AP是否小于預(yù)定值A(chǔ)PREF。該預(yù)定值A(chǔ)PREF用于判斷未踩下油門踏板的情況，被設(shè)定為可判斷未踩下油門踏板的情況的值(例如1°)。
在該步驟17的判斷結(jié)果為“是”、未踩下油門踏板時，視為應(yīng)執(zhí)行催化劑預(yù)熱控制，進至步驟18，根據(jù)催化劑預(yù)熱控制的執(zhí)行時間Tcat以及發(fā)動機水溫TW，通過檢索圖36所示的映射圖，計算目標吸入空氣量的催化劑預(yù)熱用值Gcyl_cmd_ast。
在該圖的映射圖中，發(fā)動機水溫TW的預(yù)定值TW1～TW3被設(shè)定為使TW1＜TW2＜TW3的關(guān)系成立。在該映射圖中，發(fā)動機水溫TW越低，則目標吸入空氣量的催化劑預(yù)熱用值Gcyl_cmd_ast被設(shè)定為越大的值。這是由于下述原因發(fā)動機水溫TW越低，則催化劑的活化所需的時間越長，所以通過增大排氣量，縮短催化劑的活化所需的時間。除此之外，在該映射圖中，關(guān)于目標吸入空氣量的催化劑預(yù)熱用值Gcyl_cmd_ast，在催化劑預(yù)熱控制的執(zhí)行時間Tcat經(jīng)過預(yù)定時間Tcat1的期間內(nèi)，執(zhí)行時間Tcat越長則被設(shè)定為越大的值，在經(jīng)過預(yù)定時間Tcat1后，執(zhí)行時間Tcat越長則被設(shè)定為越小的值。這是由于如下原因在隨著執(zhí)行時間Tcat的經(jīng)過、由于發(fā)動機3的預(yù)熱推進而摩擦力降低的情況下，如果不減小目標吸入空氣量Gcyl_cmd，則為了將發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE維持在目標值而成為點火正時被過度地延遲控制的狀態(tài)，導(dǎo)致燃燒狀態(tài)不穩(wěn)定，所以要避免該情況。
接著，進至步驟19，將目標吸入空氣量Gcyl_cmd設(shè)定為上述催化劑預(yù)熱用值Gcyl_cmd_ast。接著，在執(zhí)行所述步驟14、15之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟16或步驟17的判斷結(jié)果為“否”時，即Tcat≥Tcatlmt時，或未踩下油門踏板時，進至步驟20，根據(jù)油門開度AP以及發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE，通過檢索圖37所示的映射圖來計算目標吸入空氣量的通常運轉(zhuǎn)用值Gcyl_cmd_drv。
在該圖的映射圖中，油門開度AP的預(yù)定值A(chǔ)P1～AP3被設(shè)定為使AP1＞AP2＞AP3的關(guān)系成立，該關(guān)系在以下的說明中也是同樣的。在該映射圖中，發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高或油門開度AP越大，則目標吸入空氣量的通常運轉(zhuǎn)用值Gcyl_cmd_drv被設(shè)定為越大的值。這是由于下述原因發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高或油門開度AP越大，則發(fā)動機3越處于高負荷域，從而要求更大的吸入空氣量。
接著，進至步驟21，將目標吸入空氣量Gcyl_cmd設(shè)定為上述通常運轉(zhuǎn)值Gcyl_cmd_drv。接著，在執(zhí)行所述步驟14、15之后，結(jié)束本程序。
接著，參照圖38說明所述升程和相位控制處理。在該程序中，首先，在步驟30中，判斷在上一循環(huán)中設(shè)定的升程主標志F_MSLIFT的值是否為‘1’。在其判斷結(jié)果為“否”、前次的控制模式為相位主模式時，進至步驟31，判斷偏差Δgcyl_cmd是否大于閾值Gcyl_acc。
該偏差Δgcyl_cmd被計算為目標吸入空氣量的本次值和前次值之間的偏差[Gcyl_cmd(k)-Gcyl_cmd(k-1)]。此外，閾值Gcyl_acc是用于判斷發(fā)動機3是否處于加速運轉(zhuǎn)中的預(yù)定值。
在步驟31的判斷結(jié)果為“是”、發(fā)動機3處于加速運轉(zhuǎn)中時，在步驟32中，將目標凸輪相位的閾值Cain_mssw_lmt設(shè)定為預(yù)定的加速用值Cain_mssw1。另一方面，在步驟31的判斷結(jié)果為“否”、發(fā)動機3處于減速運轉(zhuǎn)中或勻速運轉(zhuǎn)中時，即非加速運轉(zhuǎn)中時，在步驟33中，將目標凸輪相位的閾值Cain_mssw_lmt設(shè)定為比上述加速用值Cain_mssw1小的預(yù)定的非加速用值Cain_mssw2(＜Cain_mssw1)。
在接著這些步驟32或步驟33的步驟34中，判斷目標凸輪相位的前次值Cain_cmd(k-1)是否小于上述閾值Cain_mssw_lmt。在其判斷結(jié)果為“否”、Cain_cmd(k-1)≥Cain_mssw_lmt時，視為處于應(yīng)執(zhí)行相位主模式的預(yù)定的低負荷域(預(yù)定的第一負荷域)，進至步驟35，將升程主標志FM_SLIFT設(shè)定為‘0’以表示該情況。
另一方面，在步驟34的判斷結(jié)果為“是”、Cain_cmd(k-1)＜Cain_mssw_lmt時，視為處于應(yīng)執(zhí)行升程主模式的預(yù)定的高負荷域(預(yù)定的第二負荷域)，進至步驟36，將升程主標志F_MSLIFT設(shè)定為‘1’以表示該情況。
在接著這些步驟35或步驟36的步驟37中，如后所述，執(zhí)行目標氣門升程Liftin_cmd的計算處理。接著，在步驟38中，如后所述，執(zhí)行目標凸輪相位Cain_cmd的計算處理之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟30的判斷結(jié)果為“是”、前次的控制模式是升程主模式時，進至步驟39，判斷目標氣門升程的前次值Liftin_cmd(k-1)是否小于等于預(yù)定的閾值Liftin_mssw。在其判斷結(jié)果為“是”、Liftin_cmd(k-1)≤Liftin_mssw時，視為處于應(yīng)執(zhí)行相位主模式的預(yù)定的低負荷域，在所述步驟35中，將升程主標志F_MSLIFT設(shè)定為‘0’。接著，執(zhí)行所述步驟37、38之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟39的判斷結(jié)果為“否”、Liftin_cmd(k-1)＞Liftin_mssw時，視為處于應(yīng)執(zhí)行升程主模式的預(yù)定的高負荷域，在所述步驟36中，將升程主標志F_MSLIFT設(shè)定為‘1’。接著，執(zhí)行所述步驟37、38之后，結(jié)束本程序。
接著，參照圖39說明所述目標氣門升程Liftin_cmd的計算處理。在該程序中，首先，在步驟50中，與所述步驟30同樣，判斷偏差Δgcyl_cmd是否大于閾值Gcyl_acc。
在其判斷結(jié)果為“是”、發(fā)動機3處于加速運轉(zhuǎn)中時，進至步驟51，通過根據(jù)目標凸輪相位Cain_cmd對圖40所示的加速時用表進行檢索，計算目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl。另外，在該加速時用表的檢索中，使用其前次值Cain_cmd(k-1)作為目標凸輪相位Cain_cmd。此外，該圖中的Liftin_ref1是小于所述預(yù)定的閾值Liftin_mssw的預(yù)定值，Cain_ref1是被設(shè)定為使Cain_mssw1＜Cain_ref1＜Cainad的關(guān)系成立的預(yù)定值。
如該圖所示，在該加速時用表中，從值Liftin_cmd_sl在Cain_cmd＜Cain_mssw1的范圍內(nèi)，被設(shè)定為所述預(yù)定的閾值Liftin_mssw，在Cain_cmd＞Cain_ref1的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預(yù)定值Liftin_ref1，同時在Cain_mssw1≤Cain_cmd≤Cain_ref1的范圍內(nèi)，目標凸輪相位Cain_cmd越是超前側(cè)的值，則越被設(shè)定為小的值。這是由于下述原因如前所述，在加速運轉(zhuǎn)中，Cain_cmd≥Cain_mssw1時，控制模式被設(shè)定為相位主模式，所以目標凸輪相位Cain_cmd越是超前側(cè)的值，即發(fā)動機負荷越小，則越將目標氣門升程Liftin_cmd設(shè)定得小，由此控制可變式進氣動閥機構(gòu)40，使吸入空氣量變小。
另一方面，在步驟50的判斷結(jié)果為“否”、發(fā)動機3處于非加速運轉(zhuǎn)中時，進至步驟52，根據(jù)目標凸輪相位Cain_cmd，通過檢索圖41所示的非加速時用表，計算目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl。另外，在該非加速時用表的檢索中，仍使用其前次值Cain_cmd(k-1)，作為目標凸輪相位Cain_cmd。
如該圖所示，在該非加速時用表中，從值Liftin_cmd_sl在Cain_cmd＜Cain_mssw2的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預(yù)定的閾值Liftin_mssw，在Cain_cmd＞Cain_ref1的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預(yù)定值Liftin_ref1，同時在Cain_mssw2≤Cain_cmd≤Cain_ref1的范圍內(nèi)，目標凸輪相位Cain_cmd越是最超前值Cainad側(cè)的值，則越被設(shè)定為小的值。這是出于與所述圖40的加速時用表的說明中所敘述的原因相同的原因。
進而，比較該非加速時用表和圖40的加速時用表可知，關(guān)于從值Liftin_cmd_sl，在Cain_mssw2≤Cain_cmd≤Cain_ref1的范圍內(nèi)，加速時用表被設(shè)定為大于非加速時用表的值。這是由于下述原因在加速運轉(zhuǎn)時，與非加速運轉(zhuǎn)時相比，需要提高發(fā)動機扭矩控制的響應(yīng)性，所以為了提高吸入空氣量控制的響應(yīng)性，在控制模式為相位主模式時，將向升程主模式的轉(zhuǎn)移提前。
在接著步驟51或步驟52的步驟53中，判斷升程主標志F_MSLIFT是否為‘1’。在其判斷結(jié)果為“是”、是升程主模式時，進至步驟54，通過所述式(2)～(7)、(10)～(14)的升程主模式用算法，計算目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms。
另一方面，在步驟53的判斷結(jié)果為“否”、是相位主模式時，進至步驟55，通過所述式(2)～(7)、(15)的相位主模式用算法，計算目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms。即，Liftin_cmd_ms被計算為值0。
在接著步驟54或步驟55的步驟56中，將目標氣門升程Liftin_cmd設(shè)定為其主值和從值之和(Liftin_cmd_ms+Liftin_cmd_sl)后，結(jié)束本程序。
接著，參照圖42說明所述目標凸輪相位Cain_cmd的計算處理。在其程序中，首先，在步驟60中，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd來檢索圖43所示的表，由此計算目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl。另外，在該表的檢索中，使用其前次值Liftin_cmd(k-1)作為目標氣門升程Liftin_cmd。此外，該圖中的Liftin_ref2是大于所述預(yù)定的閾值Liftin_mssw的預(yù)定值，Cain_ref2是被設(shè)定為使Cainrt＜Cain_ref2＜Cain_mssw2的關(guān)系成立的預(yù)定值。
如該圖所示，在該表中，從值Cain_cmd_sl在Liftin_cmd≤Liftin_mssw的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預(yù)定值Cain_mssw2，在Liftin_cmd≥Liftin_ref2的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預(yù)定值Cain_ref2，同時在Liftin_mssw＜Liftin_cmd＜Liftin_ref2的范圍內(nèi)，目標氣門升程Liftin_cmd越大，則越被設(shè)定為滯后側(cè)的值。這是由于如下原因如前所述，在Liftin_cmd＞Liftin_mssw時，控制模式被設(shè)定為升程主模式，所以目標氣門升程Liftin_cmd越大，即發(fā)動機負荷越大，則將目標凸輪相位Cain_cmd設(shè)定為更為滯后側(cè)的值，由此控制可變式進氣動閥機構(gòu)40，使吸入空氣量變大。
接著，進至步驟61，判斷升程主標志F_MSLIFT是否為‘1’。在其判斷結(jié)果為“否”、是相位主模式時，進至步驟62，通過所述式(16)～(21)、(24)～(28)的相位主模式用算法，計算目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms。
另一方面，在步驟61的判斷結(jié)果為“是”、是升程主模式時，進至步驟63，通過所述式(16)～(21)、(29)的升程主模式用算法，計算目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms。即，主值Cain_cmd_ms被計算為值0。
在接著步驟62或步驟63的步驟64中，將目標凸輪相位Cain_cmd設(shè)定為其主值和從值之和(Cain_cmd_ms+Cain_cmd_sl)后，結(jié)束本程序。
接著，說明所述升程控制輸入Uliftin的計算處理。如圖44所示，在其程序中，首先，在步驟70中，判斷所述進氣動閥機構(gòu)故障標志F_VLVNG是否為‘1’。在其判斷結(jié)果為“否”、可變式進氣動閥機構(gòu)40為正常時，進至步驟71，將升程偏差Poie_eliftin設(shè)定為氣門升程和目標氣門升程之間的偏差(Liftin-Liftin_cmd)。
接著，進至步驟72，根據(jù)該升程偏差Pole_eliftin來檢索圖45所示的表，由此計算目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f”。在該圖中，Pole_f”1、Pole_f”2是被設(shè)定為使-1＜Pole_f”2＜Pole_f”1＜0的關(guān)系成立的預(yù)定值，Pole_eliftin1、Pole_eliftin2是被設(shè)定為使Pole_eliftin1＜Pole_eliftin2的關(guān)系成立的預(yù)定值。
如該圖所示，在該表中，目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f”在Pole_eliftin＜Pole_eliftin1的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預(yù)定值Pole_f”1，在Pole_eliftin＞Pole_eliftin2的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預(yù)定值Pole_f”2，同時在Pole_eliftin1≤Pole_elifin≤Pole_eliftin2的范圍內(nèi)，升程偏差Pole_eliftin越大則越被設(shè)定為更接近于-1的值。這是基于以下原因。
即，如前所述，對于目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl，在加速運轉(zhuǎn)中和非加速運轉(zhuǎn)中檢索相互不同的兩個表，從而被設(shè)定為相互不同的值，所以發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)在加速狀態(tài)和非加速狀態(tài)之間轉(zhuǎn)移時，有時在其轉(zhuǎn)移前后，目標氣門升程Lift_cmd急劇變化，在該情況下，被控制為追隨目標氣門升程Liftin_cmd的氣門升程Liftin也急劇變化，吸入空氣量急劇變化，從而導(dǎo)致扭矩級差等的產(chǎn)生。從而，為了避免這樣的目標氣門升程Liftin_cmd即氣門升程Liftin的急劇變化，升程偏差Pole_eliftin越大，即氣門升程Liftin和目標氣門升程Liftin_cmd的乖離程度越大，則目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f”被設(shè)定為越接近于值-1的值。由此，可以避免目標氣門升程的濾波值Liftin_cmd_f的急劇變化，其結(jié)果是，可以避免氣門升程Liftin的急劇變化。
接著，進至步驟73，通過所述式(34)～(46)的控制算法計算出升程控制輸入Uliftin之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟70的判斷結(jié)果為“是”、可變式進氣動閥機構(gòu)40發(fā)生故障時，進至步驟74，將升程控制輸入Uliftin設(shè)定為預(yù)定的故障時用值Uliftin_fs之后，結(jié)束本程序。該故障時用值Uliftin_fs被設(shè)定為將氣門升程Liftin控制為預(yù)定的微小值的值(例如，在自動變速型的車輛中，為可緩速行駛的值)。
接著，說明所述相位控制輸入Ucain的計算處理。如圖46所示，在該程序中，首先，在步驟80中，判斷所述進氣動閥機構(gòu)故障標志F_VLVNG是否為‘1’。在其判斷結(jié)果為“否”、可變式進氣動閥機構(gòu)40為正常時，進至步驟81，將相位偏差Pole_ecain設(shè)定為凸輪相位和目標凸輪相位之間的偏差(Cain-Cain_cmd)。
接著，進至步驟82，根據(jù)該相位偏差Pole_ecain來檢索圖47所示的表，由此計算目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f*。在該圖中，Pole_f*1、Pole_f*2是被設(shè)定為使-1＜Pole_f*2＜Pole_f*1＜0的關(guān)系成立的預(yù)定值，Pole_ecain1、Pole_ecain2是被設(shè)定為使Pole_ecain1＜Pole_ecain2的關(guān)系成立的預(yù)定值。
在該表中，目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f*在Pole_ecain＜Pole_ecain1的范圍內(nèi)被設(shè)定為預(yù)定值Pole_f*1，在Pole_ecain＞Pole_ecain2的范圍內(nèi)被設(shè)定為Pole_f*2，同時在Pole_ecain1≤Pole_ecain≤Pole_ecain2的范圍內(nèi)，相位偏差Pole_ecain越大則越被設(shè)定為更接近于-1的值。這是基于以下原因。
即，如前所述，在發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)從非加速狀態(tài)轉(zhuǎn)移到加速狀態(tài)時，有時在其轉(zhuǎn)移前后，目標氣門升程Liftin_cmd急劇變化，在該情況下，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd設(shè)定目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl，所以目標凸輪相位Cain_cmd也急劇變化，因此被控制為追隨其的凸輪相位Cain也急劇變化。其結(jié)果是，有時由于吸入空氣量急劇變化而產(chǎn)生扭矩級差等。為了避免該情況，升程偏差Pole_ecain越大，即凸輪相位Cain和目標凸輪相位Cain_cmd之間的乖離程度越大，則目標值濾波設(shè)定參數(shù)POLE_f*被設(shè)定為越接近于值-1的值。由此，可以避免從非加速狀態(tài)轉(zhuǎn)移到加速狀態(tài)時目標凸輪相位Cain_cmd的急劇變化，其結(jié)果是，可以避免凸輪相位Cain的急劇變化。
接著，進至步驟83，通過所述式(51)～(63)的控制算法計算出相位控制輸入Ucain之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟80的判斷結(jié)果為“是”、可變式進氣動閥機構(gòu)40發(fā)生故障時，進至步驟84，將相位控制輸入UCain設(shè)定為預(yù)定的故障時用值Ucain_fs之后，結(jié)束本程序。該故障時用值Ucain_fs被設(shè)定為將凸輪相位Cain控制為最滯后值Cainrt的值。
接著，參照圖48說明所述點火正時控制處理。如該圖所示，在其程序中，首先，在步驟90中，如前所述，判斷進氣動閥機構(gòu)故障標志F_VLVNG是否為‘1’。在其判斷結(jié)果為“否”、可變式進氣動閥機構(gòu)40為正常時，進至步驟91，判斷發(fā)動機起動標志F_ENGSTART是否為‘1’。
在其判斷結(jié)果為“是”、處于發(fā)動機起動控制中時，進至步驟92，將點火正時Iglog設(shè)定為預(yù)定的起動時用值Ig_crk(例如BTDC 10deg)之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟91的判斷結(jié)果為“否”、不處于發(fā)動機起動控制中時，進至步驟93，如前所述，判斷催化劑預(yù)熱控制的執(zhí)行時間Tcat是否小于所述預(yù)定值Tcatlmt。在該判斷結(jié)果為“是”、Tcat＜Tcatlmt時，進至步驟94，如前所述，判斷油門開度AP是否小于預(yù)定值A(chǔ)PREF。
在其判斷結(jié)果為“是”、未踩下油門踏板時，視為應(yīng)進行催化劑預(yù)熱控制，進至步驟95，計算催化劑預(yù)熱用值Ig_ast。具體來說，該催化劑預(yù)熱用值Ig_ast通過圖49所示的式(64)～(66)的響應(yīng)指定型控制算法(滑模控制算法或反向步進(back stepping)控制算法)計算。
另外，式(64)～(66)中的帶有記號(m)的各離散數(shù)據(jù)表示是與TDC信號的輸入同步地采樣(或計算)的數(shù)據(jù)，記號m表示各離散數(shù)據(jù)的采樣周期的序號。另外，在以下的說明中，適當省略各離散數(shù)據(jù)中的記號(m)。
在該圖的式(64)中，ig_ast_base表示預(yù)定的催化劑預(yù)熱用的基準點火正時(例如BTDC 5deg)，Krch#、Kadp#表示反饋增益。此外，σ#是由式(65)、(66)計算的切換函數(shù)。在該式(65)中，POLE#是被設(shè)定為使-1＜POLE#＜0的關(guān)系成立的響應(yīng)指定參數(shù)，Enast是由式(66)計算的追隨誤差。在式(66)中，NE_ast是預(yù)定的催化劑預(yù)熱用的目標轉(zhuǎn)速(例如1800rpm)。通過以上的控制算法，催化劑預(yù)熱用值Ig_ast被計算為使發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE收斂于上述催化劑預(yù)熱用的目標轉(zhuǎn)速NE_ast的值。
接著，進至步驟96，將點火正時Iglog設(shè)定為上述催化劑預(yù)熱用值Ig_ast之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟93或步驟94的判斷結(jié)果為“否”時，即Tcat≥Tcatlmt時，或踩下了油門踏板時，進至步驟97，根據(jù)油門開度AP以及發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE，通過檢索圖50所示的映射圖，計算通常運轉(zhuǎn)用值Ig_drv。
在該映射圖中，油門開度AP越大，則通常運轉(zhuǎn)用值Ig_drv被設(shè)定為超前程度越小的值。這是由于油門開度AP越大則發(fā)動機3越處于高負荷域，從而容易發(fā)生爆震(knocking)，所以要避免該情況。除此以外，對于通常運轉(zhuǎn)用值Ig_drv，在低轉(zhuǎn)速域中，發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高則越被設(shè)定為超前程度大的值，在高轉(zhuǎn)速域中，發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高則越被設(shè)定為超前程度小的值。這是由于在低轉(zhuǎn)速域中，難以發(fā)生爆震，所以發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高則將點火正時設(shè)定為超前程度越大的值，從而提高燃燒氣體溫度，提高燃燒效率。另一方面，在高轉(zhuǎn)速域中，容易發(fā)生爆震，所以發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高則將點火正時設(shè)定為超前程度越小的值，從而避免爆震的發(fā)生。
接著，進至步驟98，在將點火正時Iglog設(shè)定為上述通常運轉(zhuǎn)用值Ig_drv之后，結(jié)束本程序。
另一方面，在步驟90的判斷結(jié)果為“是”、可變式進氣動閥機構(gòu)40發(fā)生故障時，進至步驟99，計算故障時用值Ig_fs。具體來說，該故障時用值Ig_fs通過圖49所示的式(67)～(69)的響應(yīng)指定型控制算法(滑?？刂扑惴ɑ蚍聪虿竭M控制算法)來計算。
在該圖的式(67)中，ig_fs_base表示預(yù)定的故障時用的基準點火正時(例如TDC+0deg)，Krch##、Kadp##表示反饋增益。此外，σ##是由式(68)、(69)計算的切換函數(shù)。在該式(68)中，POLE##是被設(shè)定為使-1＜POLE##＜0的關(guān)系成立的響應(yīng)指定參數(shù)，Enfs是由式(69)計算的追隨誤差。在式(69)中，NE_fs是預(yù)定的故障時用的目標轉(zhuǎn)速(例如2000rpm)。通過以上的控制算法，故障時用值Ig_fs被計算為使發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE收斂于上述故障時用的目標轉(zhuǎn)速NE_fs的值。
接著，進至步驟100，將點火正時Iglog設(shè)定為上述故障時用值Ig_fs之后，結(jié)束本程序。
根據(jù)如上的本實施方式的吸入空氣量控制裝置1，通過將目標氣門升程Liftin_cmd與預(yù)定的閾值Liftin_mssw進行比較，或通過將目標凸輪相位Cain_cmd與閾值Cain_mssw_lmt進行比較，選擇升程主模式或相位主模式，作為吸入空氣量控制的控制模式。具體來說，在Liftin_cmd＞Liftin_mssw時、或Cain_cmd≤Cain_mssw_lmt時，即發(fā)動機3的負荷在預(yù)定的高負荷域時，選擇升程主模式，在別的時候，即發(fā)動機3的負荷在預(yù)定的低負荷域時，選擇相位主模式。
在該升程主模式中，目標氣門升程Liftin_cmd被計算為通過升程主模式用算法[式(2)～(7)、(10)～(14)]計算出的目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms和通過表檢索來計算出的目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl之和，由此，進行控制使實際吸入空氣量Gcyl收斂于目標吸入空氣量Gcyl_cmd。進而，將目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms設(shè)定為值0，同時，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd進行表檢索來計算從值Cain_cmd_sl。這樣，在發(fā)動機3的負荷處于預(yù)定的高負荷域而選擇了升程主模式時，可以通過氣門升程控制，將實際吸入空氣量Gcyl控制為收斂于目標吸入空氣量Gcyl_cmd，可以減小吸入空氣量控制的死區(qū)時間，可以提高響應(yīng)性。除此之外，根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd設(shè)定目標凸輪相位Cain_cmd，即其從值Cain_cmd_sl，所以可以將凸輪相位Cain控制為不干涉這樣的氣門升程控制。即，在吸入空氣量控制中的要求高的響應(yīng)性的高負荷域中，可以避免凸輪相位控制和氣門升程控制相互干涉，同時確保這樣的高的響應(yīng)性。
另一方面，在相位主模式中，目標凸輪相位Cain_cmd被計算為通過相位主模式用算法[式(16)～(21、(24)～(28))計算出的目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms和通過表檢索而計算出的目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl之和，由此，控制為使實際吸入空氣量Gcyl收斂于目標吸入空氣量Gcyl_cmd。進而，將目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms設(shè)定為值0，同時，根據(jù)目標凸輪相位Cain_cmd進行表檢索來計算從值Liftin_cmd_sl。這樣，在發(fā)動機3的負荷處于預(yù)定的低負荷域而選擇相位主模式時，可以通過凸輪相位控制，將實際吸入空氣量Gcyl控制為收斂于目標吸入空氣量Gcyl_cmd，可以以微小的變化量非常細致地控制吸入空氣量，可以提高控制精度。此外，根據(jù)目標凸輪相位Cain_cmd，設(shè)定目標氣門升程Liftin_cmd，即其從值Liftin_cmd_sl，所以可以將氣門升程Liftin控制為不干涉這樣的凸輪相位控制。即，在吸入空氣量控制中的要求高的控制精度的低負荷域中，可以避免凸輪相位控制和氣門升程控制相互干涉，同時確保這樣的高的控制精度。
此外，在圖40、41的表中，將兩者的關(guān)系設(shè)定為使目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl所產(chǎn)生的吸入空氣量的增減方向與目標凸輪相位Cain_cmd所產(chǎn)生的吸入空氣量的增減方向一致，同時在圖43的表中，將兩者的關(guān)系設(shè)定為使目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl所產(chǎn)生的吸入空氣量的增減方向與目標氣門升程Liftin_cmd所產(chǎn)生的吸入空氣量的增減方向一致。由此，可以更可靠地避免凸輪相位控制和氣門升程控制相互干涉。
進而，一般地，進氣門4的打開定時更提前時，內(nèi)部EGR量增大，燃燒速度降低。相對于此，在圖40、41的表中，目標凸輪相位Cain_cmd越是超前側(cè)的值，即進氣門4的打開定時越是提前的值，則目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl被設(shè)定得越小，所以氣門升程Liftin隨著打開定時的提前而被控制得更小，從而可以增大缸內(nèi)流動，由此，可以補償如上的燃燒速度的降低，可以實現(xiàn)穩(wěn)定的燃燒狀態(tài)。進而，進氣門4的打開定時更超前時，氣門升程Liftin肯定被控制得小，所以在例如應(yīng)用于進氣門4和排氣門7同時處于打開狀態(tài)時相互抵接的設(shè)計的發(fā)動機的情況下，可以可靠地避免這樣的抵接。
此外，與目標凸輪相位Cain_cmd進行比較的閾值Cain_mssw_lmt在發(fā)動機3的加速運轉(zhuǎn)中被設(shè)定為比非加速運轉(zhuǎn)中小的值，所以Cain_cmd≤Cain_mssw_lmt容易成立，從而迅速地執(zhí)行從相位主模式向升程主模式的切換。即，在發(fā)動機3的加速運轉(zhuǎn)中、發(fā)動機負荷高的狀態(tài)下，可以相應(yīng)地迅速地進行向升程主模式的轉(zhuǎn)移，由此，可以迅速且適當?shù)卮_保吸入空氣量控制中的高響應(yīng)性。
進而，在發(fā)動機3的加速運轉(zhuǎn)中，目標氣門升程Liftin_cmd的從值Liftin_cmd_sl被設(shè)定為比非加速運轉(zhuǎn)中大的值，所以在步驟39中，Liftin_cmd＞Liftin_mssw容易成立，從而在控制模式為升程主模式的情況下，維持升程主模式的區(qū)域擴大。由此，在發(fā)動機3處于加速運轉(zhuǎn)中、發(fā)動機負荷高的狀態(tài)下，可以相應(yīng)地擴大執(zhí)行升程主模式的區(qū)域，由此，可以迅速且適當?shù)卮_保吸入空氣量控制中的高響應(yīng)性。此外，由于相同的原因，在步驟60中，在加速運轉(zhuǎn)中，目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl被設(shè)定為比非加速運轉(zhuǎn)中小的值，從而在步驟34中，Cain_cmd≤Cain_mssw_lmt容易成立，因此如上所述，迅速地執(zhí)行從相位主模式向升程主模式的切換。
此外，在吸入空氣量的控制模式為升程主模式時，目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms被設(shè)定為值0，在相位主模式時，目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms被設(shè)定為值0，所以例如在控制模式從相位主模式切換為升程主模式時，其切換前的氣門升程的主值Liftin_cmd_ms被設(shè)定為值0，因此在切換后使用值0作為其初始值，由此可以避免目標氣門升程Liftin_cmd急劇變化。與此相反，在控制模式從升程主模式向相位主模式切換時，也在切換后，使用值0作為目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms的初始值，由此可以避免目標凸輪相位Cain_cmd急劇變化。如上，可以避免控制模式的切換前后的吸入空氣量的控制狀態(tài)的急劇變化，由此，可以避免扭矩級差等的產(chǎn)生。
進而，兩個主值Liftin_cmd_ms、Cain_cmd_ms均通過所述目標值濾波型2自由度控制算法來計算，所以可以通過目標值濾波算法適當?shù)卦O(shè)定實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的收斂速度，同時可以通過滑?？刂扑惴ㄟm當?shù)卦O(shè)定實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的收斂行為。
此外，目標凸輪相位Cain_cmd以及目標氣門升程Liftin_cmd的計算周期即控制周期ΔT1被設(shè)定為將吸入空氣量的動態(tài)特性適當?shù)胤从车皆O(shè)備模型[式(8)、(22)]中的預(yù)定的值，所以通過目標凸輪相位Cain_cmd以及目標氣門升程Liftin_cmd，可以高精度地控制吸入空氣量的過渡變化。此外，由于升程控制輸入Uliftin以及相位控制輸入Ucain的計算周期即控制周期ΔT2被設(shè)定為比目標氣門升程Liftin_cmd以及目標凸輪相位Cain_cmd的計算周期ΔT1短的值，所以通過氣門升程控制器120的控制實現(xiàn)的氣門升程Liftin向目標氣門升程Liftin_cmd的收斂速度、以及通過凸輪相位控制器220的控制實現(xiàn)的凸輪相位Cain向目標凸輪相位Cain_cmd的收斂速度可以比通過第一和第二ACTASS控制器100、200的控制實現(xiàn)的實際吸入空氣量Gcyl向目標吸入空氣量Gcyl_cmd的收斂速度快，由此，可以進一步提高吸入空氣量控制的穩(wěn)定性即控制性。
另外，在第一和第二ACTASS控制器100、200中，也可以代替式(2)～(7)、(10)～(15)以及式(16)～(21)、(24)～(29)的控制算法，而通過圖51所示的式(70)～(77)以及圖52所示的式(78)～(85)的簡易型的目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴?，計算目標氣門升程以及目標凸輪相位的主值Liftin_cmd_ms、Cain_cmd_ms。另外，式(71)中的Uadp是由式(73)計算的自適應(yīng)律輸入，式(73)的Kadp是反饋增益。與此相同，式(79)中的Uadp’是通過式(81)計算的自適應(yīng)律輸入，式(81)的Kadp’是反饋增益。
在該情況下，對于目標氣門升程的主值Liftin_cmd_ms，在升程控制模式時，由式(70)～(74)、(76)、(77)計算，在相位主模式時，由式(70)～(73)、(75)～(77)計算為值0。進而，對于目標凸輪相位的主值Cain_cmd_ms，在相位主模式時，由式(78)～(82)、(84)、(85)計算，在升程主模式時，由式(78)～(81)、(83)～(85)計算為值0。在使用了以上的式(70)～(77)以及式(78)～(85)的簡易型的目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴ǖ那闆r下，不必計算所述干擾估計值c1、c1’，不需要自適應(yīng)干擾觀測器108、208，所以相應(yīng)地可以減小ECU 2的運算負荷。
如圖53所示，可知，使用了式(70)～(77)以及式(78)～(85)的簡易型的目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴ǖ那闆r下，也可將實際吸入空氣量Gcyl控制為追隨目標吸入空氣量Gcyl_cmd?？芍?，特別是在目標吸入空氣量Gcyl_cmd被設(shè)定為大的值的情況下，即發(fā)動機負荷高的情況下，通過選擇升程主模式作為控制模式，針對目標吸入空氣量Gcyl_cmd的大的變化，提高了實際吸入空氣量Gcyl的追隨性。
另一方面，可知，在目標吸入空氣量Gcyl_cmd被設(shè)定為小的值的情況下，即發(fā)動機負荷低的情況下，通過選擇相位主模式作為控制模式，可以將氣門升程Liftin的變化量ΔLiftin[＝Liftin(k)-Liftin(k-1)]控制為小的值。由此，可知，以微小的值控制吸入空氣量時，也可以避免氣門升程可變機構(gòu)50的個體間的偏移或老化的影響。
另外，實施方式是把根據(jù)目標氣門升程Liftin_cmd進行表檢索來計算目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl的算法作為控制凸輪相位Cain的預(yù)定的第一控制算法的例子，但預(yù)定的第一控制算法不限于此，為了輔助氣門升程控制，只要是控制凸輪相位Cain的算法即可。例如，也可以是根據(jù)表示發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE以及油門開度AP等的發(fā)動機負荷的參數(shù)進行映射圖檢索或表檢索來計算目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl的算法。
此外，實施方式是把根據(jù)目標凸輪相位Cain_cmd進行表檢索來計算目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl的算法作為控制氣門升程Liftin的預(yù)定的第二控制算法的例子，但預(yù)定的第二控制算法不限于此，為了輔助凸輪相位控制，只要是控制氣門升程Liftin的算法即可。例如，也可以是根據(jù)表示發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE以及油門開度AP等的發(fā)動機負荷的參數(shù)進行映射圖檢索或表檢索來計算目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl的算法。
進而，實施方式是使用目標值濾波型2自由度控制算法作為2自由度控制算法的例子，但2自由度控制算法不限于此，只要是包含反饋控制算法的算法即可。例如，也可以使用反饋補償型2自由度控制算法作為2自由度控制算法。
此外，實施方式是分別使用了目標凸輪相位Cain_cmd和目標氣門升程Liftin_cmd作為表示凸輪相位以及氣門升程的控制狀態(tài)的參數(shù)的例子，但也可以代替它們而使用凸輪相位Cain和氣門升程Liftin。具體來說，也可以代替圖40、41的表，通過檢索根據(jù)凸輪相位Cain設(shè)定了從值Liftin_cmd_sl的表來計算目標氣門升程的從值Liftin_cmd_sl，同時代替圖43的表，通過檢索根據(jù)氣門升程Liftin設(shè)定了從值Cain_cmd_sl的表來計算目標凸輪相位的從值Cain_cmd_sl。進而，還可以通過檢索根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE、油門開度AP、目標吸入空氣量Gcyl_cmd以及實際吸入空氣量Gcyl中的一個參數(shù)設(shè)定的表或根據(jù)兩個參數(shù)設(shè)定的映射圖，計算這些從值Liftin_cmd_sl、Cain_cmd_sl。
進而，實施方式是使用了發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和油門開度AP(或目標吸入空氣量Gcyl_cmd)作為負荷參數(shù)及第一負荷參數(shù)的例子，但負荷參數(shù)和第一負荷參數(shù)不限于此，只要是表示發(fā)動機3的負荷的參數(shù)即可。例如，也可以使用實際吸入空氣量Gcyl等作為負荷參數(shù)以及第一負荷參數(shù)。
此外，實施方式是使用目標氣門升程Liftin_cmd和目標凸輪相位Cain_cmd作為第二負荷參數(shù)的例子，但第二負荷參數(shù)不限于此，只要是表示發(fā)動機3的負荷的參數(shù)即可。例如，作為第二負荷參數(shù)，也可以使用氣門升程Liftin和凸輪相位Cain，進而也可以使用發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE、油門開度AP、目標吸入空氣量Gcyl_cmd以及實際吸入空氣量Gcyl等。
進而，也可以在步驟34的判斷中，比較凸輪相位Cain和預(yù)定值Cain_mssw_imt，在步驟39的判斷中，比較氣門升程Liftin和預(yù)定的閾值Liftin_mssw。
進而，判斷發(fā)動機3是否處于加速狀態(tài)的方法不限于將偏差Δgcyl_cmd與預(yù)定值Gcyl_acc進行比較的實施方式的例子(步驟31)，只要是可以判斷發(fā)動機3是否處于加速狀態(tài)的方法即可。例如，也可以在實施方式的步驟31中，將實際吸入空氣量Gcyl的本次值和前次值之間的偏差與預(yù)定值進行比較。
此外，也可以在第一和第二ACTASS控制器100、200的控制算法中，與氣門升程控制器120以及凸輪相位控制器220同樣，附加狀態(tài)預(yù)測器以及板上辨識器，或者還可以附加參數(shù)調(diào)度器等。
進而，實施方式是使用可無級地(連續(xù)地)改變氣門升程的機構(gòu)作為氣門升程可變機構(gòu)的例子，但氣門升程可變機構(gòu)不限于此，只要是可改變氣門升程的機構(gòu)即可。例如，作為氣門升程可變機構(gòu)，也可以使用可多級地改變氣門升程的機構(gòu)。
此外，實施方式是使用可無級地(連續(xù)地)改變凸輪相位的機構(gòu)作為凸輪升程可變機構(gòu)的例子，但凸輪相位可變機構(gòu)不限于此，只要是可改變凸輪相位的機構(gòu)即可。例如，作為凸輪升程可變機構(gòu)，也可以使用可多級地改變凸輪相位的機構(gòu)。
工業(yè)上的可利用性本發(fā)明的吸入空氣量控制裝置不限于實施方式的車輛用的內(nèi)燃機，可以應(yīng)用于船舶等的各種工業(yè)機械用的內(nèi)燃機。
權(quán)利要求
1.一種內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，通過凸輪相位可變機構(gòu)可變地控制用于開閉進氣門的進氣凸輪軸相對于曲軸的凸輪相位，同時通過氣門升程可變機構(gòu)可變地控制所述進氣門的氣門升程，從而控制吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量，其特征在于，具有目標吸入空氣量設(shè)定單元，其根據(jù)表示所述內(nèi)燃機的負荷的負荷參數(shù)，設(shè)定作為所述吸入空氣量控制的目標的目標吸入空氣量；吸入空氣量檢測單元，其檢測所述吸入空氣量；第一控制值計算單元，其計算第一控制值，該第一控制值用于控制所述凸輪相位以及所述氣門升程中的一方，以使該檢測出的吸入空氣量收斂于所述目標吸入空氣量；以及第二控制值計算單元，其基于由該第一控制值計算單元計算出的第一控制值，計算用于控制所述凸輪相位以及所述氣門升程中的另一方的第二控制值。
2.如權(quán)利要求1所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述第一控制值包含用于使所述吸入空氣量收斂于所述目標吸入空氣量的反饋控制值，所述第一控制值單元通過2自由度控制算法計算該反饋控制值。
3.如權(quán)利要求1或2所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，還具有控制輸入計算單元，其根據(jù)所述第一控制值，計算對所述凸輪相位可變機構(gòu)以及所述氣門升程可變機構(gòu)中的一方的控制輸入，同時根據(jù)所述第二控制值，計算對所述凸輪相位可變機構(gòu)以及所述氣門升程可變機構(gòu)中的另一方的控制輸入，所述第一控制值計算單元以及所述第二控制值計算單元的計算周期被設(shè)定得比所述控制輸入計算單元的計算周期長。
4.一種內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，通過凸輪相位可變機構(gòu)可變地控制用于開閉進氣門的進氣凸輪軸相對于曲軸的凸輪相位，同時通過氣門升程可變機構(gòu)可變地控制所述進氣門的氣門升程，從而控制吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量，其特征在于，具有目標吸入空氣量設(shè)定單元，其根據(jù)表示所述內(nèi)燃機的負荷的第一負荷參數(shù)，設(shè)定作為所述吸入空氣量控制的目標的目標吸入空氣量；吸入空氣量檢測單元，其檢測所述吸入空氣量；第一控制單元，其控制所述氣門升程，以使該檢測出的吸入空氣量收斂于所述目標吸入空氣量，同時通過預(yù)定的第一控制算法控制所述凸輪相位，以輔助該氣門升程控制；第二控制單元，其控制所述凸輪相位，以使所述檢測出的吸入空氣量收斂于所述目標吸入空氣量，同時通過預(yù)定的第二控制算法控制所述氣門升程，以輔助該凸輪相位控制；以及控制選擇單元，其根據(jù)表示所述內(nèi)燃機的負荷的第二負荷參數(shù)，選擇所述第一控制單元以及所述第二控制單元中的一方，同時執(zhí)行該選擇的一方的控制。
5.如權(quán)利要求4所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述第一控制單元的所述預(yù)定的第一控制算法是根據(jù)所述氣門升程的控制狀態(tài)控制所述凸輪相位的算法，所述第二控制單元的所述預(yù)定的第二控制算法是根據(jù)所述凸輪相位的控制狀態(tài)控制所述氣門升程的算法。
6.如權(quán)利要求4或5所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述控制選擇單元在由所述第二負荷參數(shù)表示的所述內(nèi)燃機的負荷處于預(yù)定的第一負荷域內(nèi)時，選擇所述第二控制單元，在由所述第二負荷參數(shù)表示的所述內(nèi)燃機的負荷處于比所述預(yù)定的第一負荷域高的預(yù)定的第二負荷域內(nèi)時，選擇所述第一控制單元。
7.如權(quán)利要求6所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述控制選擇單元具有加速判斷單元，其判斷所述內(nèi)燃機是否處于加速狀態(tài)；負荷域判斷單元，其在所述第二負荷參數(shù)小于預(yù)定的閾值時，判斷為所述內(nèi)燃機的負荷處于所述預(yù)定的第二負荷域內(nèi)，在大于等于該預(yù)定的閾值時，判斷為處于所述預(yù)定的第一負荷域內(nèi)；以及閾值設(shè)定單元，其在由所述加速判斷單元判斷為所述內(nèi)燃機處于加速狀態(tài)時，將所述預(yù)定的閾值設(shè)定為比別的時候大的值。
8.如權(quán)利要求6所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述控制選擇單元具有加速判斷單元，其判斷所述內(nèi)燃機是否處于加速狀態(tài)；第二負荷參數(shù)設(shè)定單元，其在由所述加速判斷單元判斷為所述內(nèi)燃機處于加速狀態(tài)時，將所述第二負荷參數(shù)設(shè)定為比別的時候大的值；以及負荷域判斷單元，其在該設(shè)定的第二負荷參數(shù)小于等于預(yù)定的閾值時，判斷為所述內(nèi)燃機的負荷處于所述預(yù)定的第一負荷域內(nèi)，在大于該預(yù)定的閾值時，判斷為處于所述預(yù)定的第二負荷域內(nèi)。
9.如權(quán)利要求4至8中的任意一項所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述第一控制單元以及所述第二控制單元分別具有凸輪相位控制值計算單元，其計算用于控制所述凸輪相位的凸輪相位控制值；以及氣門升程控制值計算單元，其計算用于控制所述氣門升程的氣門升程控制值，所述凸輪相位控制值計算單元將所述凸輪相位控制值計算為用于使所述吸入空氣量收斂于所述目標吸入空氣量的凸輪相位反饋控制值與根據(jù)所述氣門升程控制值設(shè)定的凸輪相位設(shè)定值之和，所述氣門升程控制值計算單元將所述氣門升程控制值計算為用于使所述吸入空氣量收斂于所述目標吸入空氣量的氣門升程反饋控制值與根據(jù)所述凸輪相位控制值設(shè)定的氣門升程設(shè)定值之和，所述第一控制單元的所述凸輪相位控制值計算單元在通過所述控制選擇單元選擇了所述第一控制單元時，將所述凸輪相位反饋控制值設(shè)定為值0，所述第二控制單元的所述氣門升程控制值計算單元在通過所述控制選擇單元選擇了所述第二控制單元時，將所述氣門升程反饋控制值設(shè)定為值0。
10.如權(quán)利要求9所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述凸輪相位控制值計算單元通過2自由度控制算法計算所述凸輪相位反饋控制值，所述氣門升程控制值計算單元通過2自由度控制算法計算所述氣門升程反饋控制值。
11.如權(quán)利要求9或10所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，所述氣門升程控制值越是減小所述氣門升程的值，所述凸輪相位控制值計算單元越將所述凸輪相位設(shè)定值設(shè)定為使所述進氣門的打開定時提前的值，所述凸輪相位控制值越是使所述進氣門的打開定時提前的值，所述氣門升程控制值計算單元越將所述氣門升程設(shè)定值設(shè)定為減小所述氣門升程的值。
12.如權(quán)利要求9至11中的任意一項所述的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置，其特征在于，還具有控制輸入計算單元，其根據(jù)所述凸輪相位控制值，計算對所述凸輪相位可變機構(gòu)的控制輸入，同時根據(jù)所述氣門升程控制值，計算對所述氣門升程可變機構(gòu)的控制輸入，所述凸輪相位控制值計算單元以及所述氣門升程控制值計算單元的計算周期被設(shè)定得比所述控制輸入計算單元的計算周期長。
全文摘要
提供在通過同時控制凸輪相位以及氣門升程、控制吸入空氣量的情況下，可以避免凸輪相位控制以及氣門升程控制互相干涉、同時提高吸入空氣量控制的響應(yīng)性以及控制精度的內(nèi)燃機的吸入空氣量控制裝置。吸入空氣量控制裝置(1)的ECU(2)根據(jù)目標氣門升程(Liftin_cmd)以及目標凸輪相位(Cain_cmd)控制吸入空氣量，(Liftin_cmd、Cain_cmd)被計算為用于使實際吸入空氣量(Gcyl)收斂于目標吸入空氣量(Gcyl_cmd)的主值(Liftin_cmd_ms、Cain_cmd_ms)和根據(jù)(Liftin_cmd、Cain_cmd)設(shè)定的從值(Liftin_cmd_sl、Cain_cmd_sl)之和(步驟56、64)，在升程主模式下設(shè)定為(Cain_cmd_ms)＝0(步驟63)，在相位主模式下設(shè)定為(Liftin_cmd_ms)＝0(步驟55)。
文檔編號F02D45/00GK1871418SQ200480030808
公開日2006年11月29日 申請日期2004年10月13日 優(yōu)先權(quán)日2003年10月20日
發(fā)明者安井裕司, 藤井德明, 酒井久夫 申請人:本田技研工業(yè)株式會社