(57)【要約】【課題】アクチュエータ構成部品のフリクションやリンクジオメトリの影響を受けることがあっても、実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口と一致する過給圧制御装置を提供する。【解決手段】排気通路に設けたタービン（６）と、吸気通路に設けたコンプレッサ（７）と、タービン（６）をバイパスする通路を開閉するポペットタイプのウェストゲート（１２）と、このウェストゲートの開閉の程度を圧力室に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータ（１３）と、このアクチュエータのロッドストロークをウェストゲート（１２）のストロークに拡大または縮小するリンク機構（１７）と、圧力室に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁（２０Ａ、２０Ｂ）とを備え、三方ソレノイド弁を制御するパラメータは、アクチュエータ（１３）の操作力である。【選択図】図１
2008157185.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
排気通路に設けたタービンと、
吸気通路に設けたコンプレッサと、
前記タービンをバイパスする通路を開閉するポペットタイプのウェストゲートと、
このウェストゲートの開閉の程度を圧力室に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータと、
このアクチュエータのロッドストロークを前記ウェストゲートのストロークに拡大または縮小するリンク機構と、
前記圧力室に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁と
を備え、
前記三方ソレノイド弁を制御するパラメータは、前記アクチュエータの操作力であることを特徴とするターボ過給機の制御装置。
【請求項２】
前記アクチュエータの操作力を、前記アクチュエータの操作力基本値に前記アクチュエータの摩擦力による補正を行うことによって算出することを特徴とする請求項１に記載のターボ過給機の制御装置。
【請求項３】
前記アクチュエータの摩擦力による補正は、
前記アクチュエータの操作力基本値が前記アクチュエータの最大静止摩擦力以上でかつ前記アクチュエータの操作力基本値がゼロ以上の値であるとき、アクチュエータの操作力基本値から最大静止摩擦力を差し引いた値をアクチュエータの操作力とし、
前記アクチュエータの操作力基本値が前記アクチュエータの最大静止摩擦力未満のとき、ゼロをアクチュエータの操作力とし、
前記アクチュエータの操作力基本値が前記アクチュエータの最大静止摩擦力以上でかつ前記アクチュエータの操作力Ｆ基本値が負の値であるとき、アクチュエータの操作力基本値に最大静止摩擦力を加算した値をアクチュエータの操作力とすることであることを特徴とする請求項２に記載のターボ過給機の制御装置。
【請求項４】
前記アクチュエータの操作力基本値を、目標ウェストゲート開口面積または目標ウェストゲートストローク量に基づいて算出することを特徴とする請求項２または３に記載のターボ過給機の制御装置。
【請求項５】
前記アクチュエータが、前記圧力室を区画するダイヤフラムと、このダイヤフラムを前記ウェストゲートの閉方向に付勢するスプリングとを備える場合に、前記目標ウェストゲート開口面積に基づいて前記アクチュエータのロッドストローク量を算出し、この算出したアクチュエータのロッドストローク量と、この算出したアクチュエータのロッドストローク量の変化量と、前記スプリングのバネ定数と、ダンパ係数とに基づいて前記アクチュエータの操作力基本値を算出することを特徴とする請求項４に記載のターボ過給機の制御装置。
【請求項６】
排気圧力により前記アクチュエータに作用する力で前記アクチュエータの操作力基本値を補正することを特徴とする請求項２から５までのいずれか一つに記載のターボ過給機の制御装置。
【請求項７】
前記排気圧力により前記アクチュエータに作用する力を吸入空気量と目標過給圧ＰＣＨＳとに基づいて算出することを特徴とする請求項６に記載のターボ過給機の制御装置。
【請求項８】
排気通路に設けたタービンと、
吸気通路に設けたコンプレッサと、
前記タービンをバイパスする通路を開閉するポペットタイプのウェストゲートと、
このウェストゲートの開閉の程度を圧力室に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータと、
このアクチュエータのロッドストロークを前記ウェストゲートのストロークに拡大または縮小するリンク機構と、
前記圧力室に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁と
を備え、
前記三方ソレノイド弁を制御するパラメータは、前記アクチュエータの操作力であることを特徴とするターボ過給機の制御方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は、ターボ過給機の制御装置および制御方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
排気通路に設けたタービンと、吸気通路に設けたコンプレッサと、前記タービンをバイパスする通路を開閉する電動弁（調節要素）とを有するターボ過給機において、前記電動弁を制御するパラメータを、排気流量の関数とするものがある（特許文献１参照）。
【特許文献１】特表２００５−５０４２１０公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００３】
ところで、目標過給圧を制御するためには、タービン仕事量をコントロールすることが必要であり、上記特許文献１の技術ではその制御パラメータとしてバイパス通路の開口面積を用いている。
【０００４】
ここで、通路にバタフライ弁を設けてこのバタフライ弁開度を直接制御するのであれば、通路の開口面積を精度良く制御できるのであるが、タービンに導かれる排気の一部をバイパスする通路にバタフライ弁を用いることは耐熱性やレイアウトの制約より一般的でない。
【０００５】
このため、耐熱性に優れ、レイアウトも比較的自由であるとして主流となっている過給圧制御装置は、過給圧や吸入負圧（スロットル弁下流の吸気管圧力のこと）を圧力源として三方向弁により制御圧力を作り出し（調圧し）、この制御圧力に応動するアクチュエータのストロークによりレバー機構を介してポペットタイプのウェストゲートを開くシステムである。具体的には、タービンをバイパスする通路を開閉するポペットタイプのウェストゲートと、このウェストゲートの開閉の程度を圧力室に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータと、このアクチュエータのロッドストロークを前記ウェストゲートのストロークに拡大または縮小するリンク機構と、前記圧力室に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁とを備えるものである。
【０００６】
こうした過給圧制御装置について本発明者が実験してみたところ、目標ウェストゲート開口面積が得られるようにアクチュエータの圧力室に同じ制御圧力を与えても、構成部品のフリクションやリンクジオメトリの影響を受けてアクチュエータのストローク量が変化し、その結果、実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より外れてしまうことが判明している。実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より外れ、例えば実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より大きくなったときには、実際の過給圧が目標過給圧より低下して望みの出力が得られなくなる。この逆に実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より小さくなったときには、実際の過給圧が目標過給圧より高くなり、特に高負荷低回転速度時にノッキングが発生しやすくなる。
【０００７】
そこで本発明は、上記主流の過給圧制御装置にアクチュエータ構成部品のフリクションやリンクジオメトリの影響を受けることがあっても、実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口と一致する過給圧制御装置及び制御方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
本発明は、排気通路に設けたタービンと、吸気通路に設けたコンプレッサと、前記タービンをバイパスする通路を開閉するポペットタイプのウェストゲートと、このウェストゲートの開閉の程度を圧力室に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータと、このアクチュエータのロッドストロークを前記ウェストゲートのストロークに拡大または縮小するリンク機構と、前記圧力室に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁とを備え、前記三方ソレノイド弁を制御するパラメータは、前記アクチュエータの操作力（ＦＷＧ）である。
【発明の効果】
【０００９】
本発明によれば、排気通路に設けたタービンと、吸気通路に設けたコンプレッサと、前記タービンをバイパスする通路を開閉するポペットタイプのウェストゲートと、このウェストゲートの開閉の程度を圧力室に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータとこのアクチュエータのロッドストロークを前記ウェストゲートのストロークに拡大または縮小するリンク機構と、前記圧力室に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁とを備え、前記三方ソレノイド弁を制御するパラメータは、前記アクチュエータの操作力（ＦＷＧ）であるので、アクチュエータの摩擦力を考慮することが可能となり、アクチュエータ部品の摩擦力があっても目標ウェストゲート開口面積（目標過給圧）を得ることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１０】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。
【００１１】
図１はＶ型６気筒ツインターボガソリンエンジンに適用した過給圧制御方法の実施に直接使用する過給圧制御装置の概略構成を示している。本実施形態ではＶ型６気筒ツインターボエンジンで具体的に説明するが、これに限られるものでなく、Ｖ型エンジンや水平対抗型エンジンなどのバンクエンジンに本発明を適用可能である。また、直列エンジンのような通常のエンジンに１つのターボ過給機を有する場合にも本発明を適用できる。
【００１２】
図１において、右バンク２Ａと左バンク２Ｂとからなるエンジン２のうち、右バンク２Ａには、３つのシリンダが形成され、このシリンダに開口する各吸気ポートは吸気マニホールドを介して吸気通路３と連通し、同じくシリンダに開口する各排気ポートは排気マニホールドを介して排気通路４と連通している。
【００１３】
エンジン２にはバンク毎にターボ過給機５Ａ、５Ｂを備えている。すなわち、排気通路４に設けられる排気タービン６と、吸気通路３に設けられる吸気コンプレッサ７とを同一の軸８により連結した右バンク側ターボ過給機５Ａでは、排気エネルギーによって排気タービン６を回転駆動し、この回転駆動力で吸気コンプレッサ７を回転駆動してシリンダ内に流入する吸気の圧力を大気圧よりも高くする（過給する）。
【００１４】
また、過給後の高温の空気を冷却するため吸気コンプレッサ７の下流にインタークーラ９が設けられている。
【００１５】
ターボ過給機５Ａでは中高速回転速度域で最大過給圧に達し、それ以上の回転速度域になると過給圧が上がり過ぎる。このため、排気通路４から排気タービン６をバイパスする通路１１が分岐され、この分岐部にウェストゲートアクチュエータ１３によって駆動されるポペットタイプのウェストゲート１２が設けられている。
【００１６】
ウェストゲートアクチュエータ１３は、ダイヤフラム１４により区画される圧力室１５と、ダイヤフラム１４に固定されるロッド１６と、このロッド１６とウェストゲート１２とを連結するリンク機構１７と、ダイヤフラム１４をウェストゲート１２の閉方向（図で右方向）に付勢するスプリング１８と、圧力室１５に制御圧力を導く通路１９と、この制御圧力通路１９、吸気コンプレッサ７上流の吸気通路３から分岐する通路２１及び吸気コンプレッサ７下流の吸気通路３から分岐する通路２２の３つの通路に連結される三方ソレノイド弁２０Ａとからなっている。
【００１７】
三方ソレノイド弁２０Ａはデューティ制御可能な電磁弁である。ここで、デューティは一定周期に対する開弁割合をいい、デューティが０％（開弁割合が０％）のとき、三方ソレノイド弁２０Ａは制御圧力通路１９と吸気コンプレッサ上流からの分岐通路２１とを連通し、制御圧力通路１９と吸気コンプレッサ下流の吸気通路からの分岐通路２２との連通を遮断する。このとき、圧力室１５に大気圧が導かれるが、スプリング１８の収納されている室も大気に開放されているので、ダイヤフラム１４は圧力室１５への大気圧の導入によって変化しない。そして、スプリング１８の付勢力によりウェストゲート１２は全閉位置にある、つまりウェストゲート開口面積はゼロである。
【００１８】
一方、デューティが１００％（開弁割合が１００％）のとき、三方ソレノイド弁２０Ａは制御圧力通路１９と吸気コンプレッサ下流からの分岐通路２２を連通し、制御圧力通路１９と吸気コンプレッサ上流からの分岐通路２１との連通を遮断する。このとき、圧力室１５に、大気圧よりも高い過給圧が導かると、この過給圧によりスプリング１８に抗してダイヤフラム１４がロッド１６を図１で左方向に移動させ、このロッド１６の動きがリンク機構１７を介してウェストゲート１２に伝わり、ウェストゲート１２が最大位置まで開かれる、つまりウェストゲート開口面積が最大となる。この場合、ロッド１６の変位量はリンク機構１７のレバー比だけ拡大または縮小されてウェストゲート１２に伝えられる。
【００１９】
三方ソレノイド弁２０Ａに与えるデューティを０％から１００％に向けて大きくするほどウェストゲート開口面積が大きくなるのであり、三方ソレノイド弁２０Ａに与えるデューティによってウェストゲート開口面積の制御が可能となる。
【００２０】
左バンク２Ｂに対しても、右バンク２Ａに対してと同様に、吸気通路、排気通路、ターボ過給機５Ｂ、ウェストゲートアクチュエータ、三方ソレノイド弁２０Ｂが構成されており、三方ソレノイド弁２０Ｂに与えるデューティによって、左バンク２Ｂ側のウェストゲート開口面積の制御が可能である。なお、左バンク２Ｂについては、吸気通路、排気通路、ウェストゲートアクチュエータについては図示していない。
【００２１】
右バンク２Ａ側の三方ソレノイド弁２０Ａ、左バンク２Ｂ側の三方ソレノイド弁２０Ｂに与える各デューティを制御するのはエンジンコントローラ３１である。アクセルセンサ３２からのアクセル開度ＡＰＯの信号、エンジン回転速度センサ３３からのエンジン回転速度ＮＥの信号、過給圧センサ３４からの右バンク側実過給圧ＰＢｒの信号、過給圧センサ３５からの左バンク側実過給圧ＰＢｌの信号、大気圧センサ３６からの大気圧ＰＰＡＭＢの信号が入力されるエンジンコントローラ３１では、アクセル開度ＡＰＯとエンジン回転速度ＮＥから定まる運転条件に応じた目標過給圧が得られるように三方ソレノイド弁２０Ａ、２０Ｂに与えるデューティ制御信号を作り、これら各デューティ制御信号を三方ソレノイド弁２０Ａ、２０Ｂに出力する。
【００２２】
また、燃料噴射弁４１を各気筒の吸気ポート毎に、点火プラグ（図示しない）を各気筒の燃焼室に臨んで設けており、エンジンコントローラ３１では燃料噴射弁４１を介して燃料噴射制御を行い、点火プラグを介して点火時期制御を行う。燃料噴射制御では、例えば、エアフローメータ３７により検出される吸入空気量ＱＡ［ｋｇ／ｈ］と、エンジン回転速度ＮＥ［ｒｐｍ］から次式により基本噴射パルス幅ＴＰ０［ｍｓ］を算出する。
【００２３】
ＴＰ０＝Ｋ×ＱＡ／ＮＥ                                  …（１）
この基本噴射パルス幅ＴＰ０の燃料でシリンダ内に理論空燃比の混合気が得られるように定数Ｋを設定している。さらに、この基本噴射パルス幅ＴＰ０と加重平均係数ＦＬＯＡＤ［−］とを用いて次式によりシリンダ流入基本パルス幅ＴＰ［ｍｓ］を算出する。
【００２４】
ＴＰ＝ＴＰ０×ＦＬＯＡＤ＋ＴＰ（１０ｍｓ前）×（１−ＦＬＯＡＤ）
…（２）
ただし、ＴＰ（１０ｍｓ前）：ＴＰの１０ｍｓ前の値、
ここで、（２）式のシリンダ流入基本パルス幅ＴＰの１０ｍｓ前の値であるＴＰ（１０ｍｓ前）の初期値には基本噴射パルス幅ＴＰ０を入れるている。
【００２５】
（２）式は、基本パルス幅ＴＰ０の加重平均値をシリンダ流入基本パルス幅ＴＰとする式である。これは、エアフローメータ位置（吸気通路の上流）の空気はエアフローメータ位置からシリンダ入口までの吸気管ボリューム分の応答遅れをもってシリンダに流入するので、この吸気管ボリューム分の応答遅れを一次遅れで近似するものである。
【００２６】
そして、シリンダ流入基本パルス幅ＴＰを用いて次式により燃料噴射パルス幅Ｔｉ［ｍｓ］を算出し、所定の燃料噴射時期になると、これを燃料噴射信号に換えて各気筒の燃料噴射弁４１に出力する。
【００２７】
Ｔｉ＝（ＴＰ＋ＫＡＴＨＯＳ）×ＴＦＢＹＡ×（α＋αｍ−１）×２＋ＴＳ
…（３）
ただし、ＫＡＴＨＯＳ：壁流補正量、
ＴＦＢＹＡ  ：目標当量比、
α          ：空燃比フィードバック補正係数、
αｍ        ：空燃比学習値、
ＴＳ        ：無効パルス幅、
さて、排気通路に設けたタービンと、吸気通路に設けたコンプレッサと、前記タービンをバイパスする通路を開閉する電動弁（調節要素）とを有するターボ過給機において、前記電動弁を制御するパラメータを、排気流量の関数とした公知の技術がある。この技術を本実施形態の過給圧制御装置に適用したとき、排気通路４に設けたタービン６と、吸気通路３に設けたコンプレッサ７と、タービン６をバイパスする通路１１を開閉するウェストゲート１２と、このウェストゲート１２の開閉の程度を可変に制御し得るウェストゲートアクチュエータ１３とを有するターボ過給機５Ａにおいて、ウェストゲートアクチュエータ１３を制御するパラメータを、排気流量の関数とすることとなる。
【００２８】
しかしながら、公知の技術を本実施形態の過給圧制御装置にそのまま適用した技術のように排気流量を用いるのでは、排気流量を算出するために、排気温度や排気圧力の検出または推定が必要となる。ガソリンエンジン車で９００℃にも及ぶ排気温度を応答良く検出し得る熱電対は実用化できていない。排気圧力センサについても耐熱性の問題があり、制御上必要なタービン入口圧を検出できない。また、排気温度や排気圧力を推定することは可能であるが、ターボ過給機自体の仕事量や排気マニホールドの壁温により排気はエントロピー変化するため、排気温度と排気圧力を一義的に精度良く推定することは難しい。
【００２９】
そこで、こうした公知の技術を本実施形態の過給圧制御装置にそのまま適用した技術について、本発明に先行する発明の発明者が排気流量を制御パラメータにして実験を行い、排気圧力、排気温度の影響を調べた結果を図２、図３に示す。このうち、図２には、横軸を吸入空気流量ＱＡ［ｋｇ／ｈ］、縦軸左側をウェストゲートデューティ（三方ソレノイド弁（２０Ａ、２０Ｂ）に与えるデューティ）［％］、縦軸右側をタービン前排気温度［℃］として、アクセル開度やエンジン回転速度を様々に相違させたときの定常データがプロットされている。ただし、インタークーラ９の冷却目標温度を設定すると共に、過給圧のフィードバック制御を行っている。図２より、吸入空気温度の影響は過給圧のフィードバック制御で吸収されている。また、吸入空気温度が低いとウェストゲートデューティが大きくなってウェストゲートを閉方向に駆動し、目標過給圧を得ている。
【００３０】
図３には、横軸を吸入空気流量ＱＡ［ｋｇ／ｈ］、縦軸を過給圧［ｋＰａ］として、エンジン回転速度が一定の条件でアクセル開度を様々に変化させたときの過渡的なデータがプロットされている。図３より、排気抵抗が小さいと同一のウェストゲートデューティで過給圧が高くなるが、その影響は小さい。
【００３１】
これら図２、図３より、過給圧への排気温度や排気圧力の影響（感度）はなく（ウェストゲートデューティで数％）、過給圧のフィードバック制御により、排気温度や排気圧力の過給圧への影響を吸収可能なレベルであることが分かった。
【００３２】
一方、図４には、横軸を吸入空気量、縦軸を過給圧［ｋＰａ］として、５つのアクセル開度と３つのエンジン回転速度の組合せで再び実験を行ったときの定常データがプロットされている。図４より、各ウェストゲートデューティの特性は、エンジン回転速度によらず、吸入空気量で概ね決まる過給圧となっている。つまり、定常状態では、目標過給圧と、エアフローメータ３７により検出される吸入空気量ＱＡと、ウェストゲートアクチュエータを制御するパラメータであるウェストゲートデューティ（＝ウェストゲート開口面積）との間には強い相関がある。
【００３３】
そこで本発明に先行する発明では、図２〜図４の実験結果に基づき、ウェストゲートアクチュエータ１３を制御するパラメータを、排気流量に代えて、吸入空気量の関数で設定している。ここで、吸入空気量として、後述するタービン流入空気量ＭＡＴＢ００を用いる。吸入空気量の関数として、目標ウェストゲート通過ガス量（ＦＦＭＡＷＧ）を算出する。また、ウェストゲートアクチュエータ１３を制御するパラメータは、後述する目標ウェストゲート開口面積ＴＧＡＷＧである。
【００３４】
一方、目標過給圧を制御するためには、タービン仕事量をコントロールすることが必要であり、上記公知の技術ではその制御パラメータとしてバイパス通路の開口面積を用いている。
【００３５】
ここで、通路にバタフライ弁を設けてこのバタフライ弁開度を直接制御するのであれば、通路の開口面積を精度良く制御できるのであるが、タービンに導かれる排気の一部をバイパスする通路にバタフライ弁を用いることは耐熱性やレイアウトの制約より一般的でない。
【００３６】
このため、耐熱性に優れ、レイアウトも比較的自由であるとして主流となっている過給圧制御装置は、図１に示してあるように、タービン６をバイパスする通路を開閉するポペットタイプのウェストゲート１２と、ウェストゲートアクチュエータ１３（ウェストゲートの開閉の程度を圧力室に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータ）と、このウェストゲートアクチュエータ１３のロッドストロークをウェストゲート１２のストロークに拡大または縮小するリンク機構１７と、圧力室１５に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁（２０Ａ、２０Ｂ）とを備えるものである。
【００３７】
こうした過給圧制御装置について本発明者が実験してみたところ、目標ウェストゲート開口面積が得られるようにウェストアクチュエータの圧力室１５に同じ制御圧力を与えても、ウェストゲートアクチュエータ構成部品のフリクションやリンクジオメトリの影響を受けてウェストアクチュエータ１３のストローク量が変化し、その結果、実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より外れてしまうことが判明している。実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より外れ、例えば実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より大きくなったときには、実際の過給圧が目標過給圧より低下して望みの出力が得られなくなる。この逆に実際のウェストゲート開口面積が目標ウェストゲート開口面積より小さくなったときには、実際の過給圧が目標過給圧より高くなり、特に高負荷低回転速度時にノッキングが発生しやすくなる。
【００３８】
そこで本発明は、三方ソレノイド弁（２０Ａ、２０Ｂ）を制御するパラメータをウェストゲートアクチュエータ１３の操作力（ＦＷＧ）とする。具体的にはウェストゲートアクチュエータの操作力（ＦＷＧ）を、ウェストゲートアクチュエータの操作力基本値（ＦＷＧ０）にウェストゲートアクチュエータの摩擦力による補正を行うことによって算出する。
【００３９】
エンジンコントローラ３１で実行されるこの制御を図５、図６のフローチャートに基づいて詳述する。
【００４０】
まず図５は目標ウェストゲート開口面積ＴＧＷＧ（ウェストゲートアクチュエータ１３を制御するパラメータ）を算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。
【００４１】
ステップ１では、アクセルセンサ３２により検出されるアクセル開度ＡＰＯ［ｄｅｇ］と、回転速度センサ３３により検出されるエンジン回転速度ＮＥ［ｒｐｍ］とから、所定の目標過給圧マップＭＰＣＨＳ＃［ｋＰａ］を検索することにより、目標過給圧ＰＣＨＳ［ｋＰａ］を算出する。運転条件（ＡＰＯ、ＮＥ）に応じた目標過給圧はエンジン仕様により定まるので、机上により適合してマップＭＰＣＨＳ＃にしておけばよい。
【００４２】
ステップ２では、シリンダ流入基本パルス幅ＴＰ［ｍｓ］に定数Ｋ＃を掛けることにより、シリンダに流入する空気流量ＭＡ０を算出し、さらに気筒数ＮＣＹＬ＃を掛けることにより、タービン６に流入する空気量ＭＡＴＢ００［ｋｇ／ｓ］を算出、つまり次式によりタービン６に流入する空気量ＭＡＴＢ００を算出する。
【００４３】
ＭＡＴＢ００＝ＴＰ×Ｋ＃×ＮＣＹＬ＃                    …（４）
このタービン６に流入する空気量ＭＡＴＢ００は、左右のバンク間を区別しない値である。
【００４４】
ここで、気筒別に設けている燃料噴射弁４１をシリンダ流入基本パルス幅ＴＰの期間、開いたとき、その燃料噴射弁４１からの燃料が流入するシリンダ内に理論空燃比の混合気が得られるようにしているので、シリンダ流入基本パルス幅ＴＰに定数Ｋ１を掛けることで、理論空燃比の混合気が得られるときに１つのシリンダに流入する空気量［ｋｇ］が求まり、これにそのときの回転速度ＮＥ×６０［回／ｓ］を掛けることで、タービン６に流入する空気流量［ｋｇ／ｓ］に変換することができる。従って、タービン流入空気流量＝ＴＰ×Ｋ１×Ｎｅ×６０となるので、Ｋ１×ＮＥ×６０を改めて定数Ｋ＃とおけば、シリンダ流入基本パルス幅ＴＰに定数Ｋ＃を掛けることによってタービン流入空気流量を求めることができる。
【００４５】
（１）式の気筒数ＮＣＹＬ＃としては、本実施形態ではＶ型６気筒ツインターボエンジンの場合であるので、気筒数ＮＣＹＬ＃＝３を設定する。シリンダ流入基本パルス幅ＴＰは燃料噴射制御のほうで算出しているので、その値を用いる。
【００４６】
ステップ３では、アクセル開度ＡＰＯ［ｄｅｇ］とエンジン回転速度ＮＥ［ｒｐｍ］とから所定の第１加重平均係数マップＭＴＡＵＣＴ１＃、第２加重平均係数マップＭＴＡＵＣＴ２＃をそれぞれ検索することにより、第１加重平均係数ＴＡＵＣＴ１［−］、第２加重平均係数ＴＡＵＣＴ２［−］を算出する。ここで、第１加重平均係数ＴＡＵＣＴ１は右バンク側ターボ過給機５Ａの過給圧応答における時定数と逆数の関係にあり、この第１加重平均係数ＭＴＡＵＣＴ１は、右バンク側ターボ過給機５Ａの過給圧応答における無駄時間（第１無駄時間）ＤＴＴＢ１＃と合わせて、あらかじめ測定した右バンク側ターボ過給機５Ａの過給圧応答に合わせて設定しておく。同様にして、第２加重平均係数ＭＴＡＵＣＴ２は、左バンク側ターボ過給機５Ｂの過給圧応答における時定数と逆数の関係にあり、この第２加重平均係数ＭＴＡＵＣＴ２は、左バンク側ターボ過給機５Ｂの過給圧応答における無駄時間（第２無駄時間）ＤＴＴＢ２＃と合わせて、あらかじめ測定した左バンク側ターボ過給機５Ｂの過給圧応答に合わせて設定しておく。
【００４７】
ステップ４では、タービン流入空気量ＭＡＴＢ００［ｋｇ／ｓ］の第１無駄時間ＤＴＴＢ１＃［ｍｓ］前の値を、右バンク側無駄時間前タービン流入空気量ＭＡＴＢ０ｒ［ｋｇ／ｓ］とし、この右バンク側無駄時間前タービン流入空気量ＭＡＴＢＯｒ［ｋｇ／ｓ］と第１加重平均係数ＴＡＵＣＴ１［−］とを用いて次の式により右バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｒ［ｋｇ／ｓ］を算出する。
【００４８】
ＭＡＴＢｒ＝ＭＡＴＢ０ｒ×ＴＡＵＣＴ１
＋ＭＡＴＢｒ（１０ｍｓ前）×（１−ＴＡＵＣＴ１）
…（５ａ）
ただし、ＭＡＴＢｒ（１０ｍｓ前）：ＭＡＴＢｒの１０ｍｓ前の値、
ここで、（５ａ）式の右バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｒの１０ｍｓ前の値である「ＭＡＴＢｒ（１０ｍｓ前）」の初期値には右バンク側無駄時間前タービン流入空気量ＭＡＴＢ０ｒを入れる。
【００４９】
同様にして、ステップ５では、タービン流入空気量ＭＡＴＢ００［ｋｇ／ｓ］の第２無駄時間ＤＴＴＢ２＃［ｍｓ］前の値を、左バンク側無駄時間前タービン流入空気量ＭＡＴＢ０ｌ［ｋｇ／ｓ］とし、この左バンク側無駄時間前タービン流入空気量ＭＡＴＢＯｌ［ｋｇ／ｓ］と第２加重平均係数ＴＡＵＣＴ２［−］とを用いて次の式により左バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｌ［ｋｇ／ｓ］を算出する。
【００５０】
ＭＡＴＢｌ＝ＭＡＴＢ０ｌ×ＴＡＵＣＴ２
＋ＭＡＴＢｌ（１０ｍｓ前）×（１−ＴＡＵＣＴ２）
…（５ｂ）
ただし、ＭＡＴＢｌ（１０ｍｓ前）：ＭＡＴＢｌの１０ｍｓ前の値、
ここで、（５ｂ）式の左バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｌの１０ｍｓ前の値である「ＭＡＴＢｌ（１０ｍｓ前）」の初期値には左バンク側無駄時間前タービン流入空気量ＭＡＴＢ０ｌを入れる。
【００５１】
ステップ６では、このようにして求めた右バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｒ［ｋｇ／ｓ］と左バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｌ［ｋｇ／ｓ］とを２つのバンクの間で平均して平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥ［ｋｇ／ｓ］を算出する。
【００５２】
ステップ７では、この平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥと上記の目標過給圧ＰＣＨＳ［ｋＰａ］とから、所定の目標ウェストゲート通過ガス量フィードフォワード量マップＭＦＦＭＡＷＧ＃を検索することにより、目標ウェストゲート通過ガス量のフィードフォワード量ＦＦＭＡＷＧ［ｋｇ／ｓ］を算出する。
【００５３】
この目標ウェストゲート通過ガス量のフィードフォワード量ＦＦＭＡＷＧは、簡単には目標過給圧ＰＣＨＳを得るためにはウェストゲート１２を通過しないといけないガス量のことであり、ウェストゲート１２を通過するガス量が大きくなるほど過給圧は低下する。従って、目標ウェストゲート通過ガス量のフィードフォワード量ＦＦＭＡＷＧの値は、平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥが一定のとき目標過給圧ＰＣＨＳが大きくなるほど小さくなり、また目標過給圧ＰＣＨＳが一定のとき平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥが大きくなるほど大きくなる値である。
【００５４】
本実施形態では、右バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｒと左バンク側過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢｌを２つのバンク２Ａ、２Ｂ間で平均し、この平均値に基づいて１個のターボ過給機相当の目標ウェストゲート通過ガス量のフィードフォワード量を算出しているが、２個のターボ過給機５Ａ、５Ｂの合計分のガス量を算出し、後述するウェストゲート開口面積算出ステップでこの合計分のガス量の半分を、一個のターボ過給機相当の目標ウェストゲート通過ガス量のフィードフォワード量として求めてもよい。
【００５５】
ステップ８では、バンク２Ａ、２Ｂ毎に設けてある過給圧センサ３４、３５により検出される右バンク側実過給圧ＰＢｒ［ｋＰａ］、左バンク側実過給圧ＰＢｌ［ｋＰａ］を平均して平均実過給圧ＰＢＡＶＥ［ｋＰａ］を算出し、この平均実過給圧ＰＢＡＶＥと上記の目標過給圧ＰＣＨＳ［ｋＰａ］とを用いて次の式により偏差ＴＰＢＥＲＲ［ｋＰａ］を算出し、ステップ９でこの偏差ＴＰＢＥＲＲから、ＰＩコントローラを用いて目標ウェストゲート通過ガス量のフィードバック量ＦＢＭＡＷＧ［ｋｇ／ｓ］を算出する。
【００５６】
ＴＰＢＥＲＲ＝ＰＢＡＶＥ−ＰＣＨＳ                      …（６）
ステップ１０では、このフィードバック量ＦＢＭＡＷＧと上記のフィードフォワード量ＦＦＭＡＷＧとを加算した値を目標ウェストゲート通過ガス量ＭＡＷＧ［ｋｇ／ｓ］として、つまり次式により目標ウェストゲート通過ガス量ＭＡＷＧを算出する。
【００５７】
ＭＡＷＧ＝ＦＦＭＡＷＧ＋ＦＢＭＡＷＧ                    …（７）
例えば、平均実過給圧ＰＢＡＶＥが目標過給圧ＰＣＨＳよりも高いときには、過給圧が低くなるようにウェストゲート通過ガス量を増やす必要があり、この逆に平均実過給圧ＰＢＡＶＥが目標過給圧ＰＣＨＳよりも低いときには、過給圧が高くなるようにウェストゲート通過ガス量を減らす必要がある。すなわち、平均実過給圧ＰＢＡＶＥが目標過給圧ＰＣＨＳよりも高いときには上記（６）式より偏差ＴＰＢＥＲＲが正の値となり、フィードバック量ＦＢＭＡＷＧが正の値となり、上記（７）式より目標ウェストゲート通過ガス量が増量側に補正され、これにより実際の過給圧が目標過給圧へと戻される。この逆に、平均実過給圧ＰＢＡＶＥが目標過給圧ＰＣＨＳよりも低いときには上記（６）式より偏差ＴＰＢＥＲＲが負の値となり、フィードバック量ＦＢＭＡＷＧが負の値となり、上記（７）式より目標ウェストゲート通過ガス量が減量側に補正され、これにより実際の過給圧が目標過給圧へと戻される。
【００５８】
ステップ１１では、目標過給圧ＰＣＨＳ［ｋＰａ］と上記の平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥ［ｋｇ／ｓ］とから、所定のウェストゲート通過ガス密度流速マップＭＭＩＴＤＯＲＹＵ＃を検索することにより、ウェストゲート通過ガス密度流速ＭＩＴＤＯＲＹＵ［ｋｇ／ｍ＾２ｓ］を算出する。
【００５９】
ここで、ウェストゲート通過ガス密度流速とは、ウェストゲート通過ガス量［ｋｇ／ｓ］をガス通過断面積［ｍ＾２］で除した値で定義される値である。ウェストゲート通過ガス密度流速ＭＩＴＤＯＲＹＵとしては、標準状態（１気圧、２０℃）において実測した排気温度及び排気圧力と、ウェストゲートアクチュエータストローク量の実測値から求めるウェストゲート開口面積と、過給圧応答相当タービン流入空気量との４つのパラメータに基づいて求め、これら求めたデータ群をウェストゲート通過ガス密度流速マップＭＭＩＴＤＯＲＹＵ＃にしておく。これらの過程で目標過給圧の代わりに実過給圧を用いてもよい。
【００６０】
ステップ１２では、このウェストゲート通過ガス密度流速ＭＩＴＤＯＲＹＵ［ｋｇ／ｍ＾２ｓ］と上記の目標ウェストゲート通過ガス量ＭＡＷＧ［ｋｇ／ｈ］とから次式により目標ウェストゲート開口面積ＴＧＡＷＧ［ｍ＾２］を算出する。
【００６１】
ＴＧＡＷＧ＝ＭＡＷＧ／ＭＩＴＤＯＲＹＵ                  …（８）
このようにして、左右のバンク２Ａ、２Ｂを区別することなくバンク当たりの目標ウェストゲート開口面積求めている。
【００６２】
次に、図６は三方ソレノイド弁２０Ａ、２０Ｂに与える目標ウェストゲートデューティを算出するためのもので、図５に続けて一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。
【００６３】
ステップ２１では、目標ウェストゲート開口面積ＴＧＡＷＧ［ｍ＾２］（図５のフローにより算出済み）から開口面積〜ストローク変換テーブルＴＴＷＧＬＳＴ＃を用いて、目標ウェストゲートストローク量ＳＴＷＧＶＬ［ｍ］を算出する。
【００６４】
ここで、ウェストゲート１２の目標ストローク量ＳＴＷＧＶＬとは、ウェストゲート１２の目標開口面積ＴＧＡＷＧを得るためにウェストゲート１２がスプリング１８に抗し開方向（図１で左方向）に移動しなければならない量のことである。ウェストゲート１２の目標開口面積ＴＧＡＷＧと、ウェストゲート１２の目標ストローク量ＳＴＷＧＶＬとの変換テーブルは次のようにして作成すればよい。すなわち、次の（９）式（ＫＡＳＴＮＥＲの実験式）と、（１０）式との２つの式からウェストゲート１２の目標開口面積ＴＧＡＷＧと、ウェストゲート１２の目標ストローク量ＳＴＷＧＶＬとの関係を求めてテーブルに作成する。
【００６５】
Ｃｖ＝１．０−１．５×ＳＴＷＧＶＬ／ＤＷＧＶ＃          …（９）
ＴＧＡＷＧ＝Ｃｖ×ＤＷＧＶ＃×ＳＴＷＧＶＬ×π          …（１０）
ただし、ＤＷＧＶ＃：所定値、
ここで、目標ウェストゲート開口面積ＴＧＡＷＧは、機構上よりウェストゲート１２のストローク量ＳＴＷＧＶＬ＝所定値ＤＷＧＶ＃／３のときに最大となるので、これ以上のストローク量のときには、ウェストゲート１２の目標ストローク量ＳＴＷＧＶ＝ＤＷＧＶ＃／３として計算する。実際の制御モデルではあらかじめ机上で計算し、テーブルＴＴＷＧＬＳＴ＃として設定しておく。
【００６６】
ステップ２２〜２６は、ウェストゲートアクチュエータ１３の力学モデルを用いて、目標ウェストゲートアクチュエータ圧（相対圧）を算出する部分である。
【００６７】
まずステップ２２では、目標ウェストゲートストローク量ＳＴＷＧＶＬ［ｍ］とリンク機構１７のアクチュエータレバー比ＲＬＥＶＥＲＷＧ＃［−］とから、次の式により目標ウェストゲートアクチュエータロッドストローク量ＳＴＷＧＲＬ［ｍ］を算出する。
【００６８】
ＳＴＷＧＲＬ＝ＳＴＷＧＶＬ／ＲＬＥＶＥＲＷＧ            …（１１）
これは、ウェストゲート１２とロッド１６とがリンク機構１７を介して連結され、ロッド１６のストローク量がリンク機構１７のレバー比の分だけ拡大または縮小されたものがウェストゲート１２のストローク量になるので、ウェストゲート１２が開方向に目標ストローク量ＳＴＷＧＶＬだけ動くとき、ロッド１６がウェストゲート１２の開方向にいくら動くのかを求めるようにしたものである。
【００６９】
ステップ２３では、目標過給圧ＰＣＨＳ［ｋＰａ］と上記の平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥ［ｋｇ／ｓ］とから、排気圧力によりウェストゲート１２に作用する力変換マップＦＥＸＨＷＧＶ＃を検索することにより、排気圧力によりウェストゲート１２に作用する力［Ｎ］を算出し、この算出した力にさらにリンク機構１７のアクチュエータレバー比ＲＬＥＶＥＲＷＧ＃を掛けた値を、排気圧力によりロッド１６（つまりウェストゲートアクチュエータ１３）に作用する力ＦＷＧＶ［Ｎ］として算出する。
【００７０】
ここで、排気圧力によりウェストゲート１２に作用する力変換マップＦＥＸＨＷＧＶ＃の値は、目標過給圧と過給圧応答相当タービン流入空気量とを相違させて実測し、予め適合しておく。排気圧力によりウェストゲート１２に作用する力にさらにリンク機構１７のアクチュエータレバー比を掛ける理由は、ウェストゲート１２に作用する力をロッド１６に作用する力に変換するためである。
【００７１】
ステップ２４では、この排気圧力によりロッド１６に作用する力ＦＷＧＶと、上記の目標ウェストゲートアクチュエータロッドストローク量ＳＴＷＧＲＬとから、次の式により静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０［Ｎ］（アクチュエータの操作力基本値）を算出する。
【００７２】
ＦＷＧ０＝（ＳＴＷＧＲＬ＋ＣＷＧＳＰＲ＃）×ＫＷＧＳＰＲ＃
−（ＳＴＷＧＲＬ−ＳＴＷＧＲＬ（１０ｍｓ前））×ＣＷＧＤＭＰＡＤ＃              ＋ＦＷＧＶ                                    …（１２）
ただし、ＣＷＧＳＰＲ＃    ：初期ロッドストローク量［ｍ］、
ＫＷＧＳＰＲ＃    ：スプリング１８のバネ定数［Ｎ／ｍ］、
ＣＷＧＤＭＰＡＤ＃：ダンパ係数［Ｎｓｅｃ／ｍ］
ここで、（１２）式はウェストゲート１２を目標開口面積（ＴＧＷＧ）だけ開かなければならないときに、ウェストゲートアクチュエー１３に作用している力を表している。すなわち、（１２）式によれば、スプリング１８に抗して、ウェストゲート１２を目標開口面積（ＴＧＷＧ）だけ開くには（１２）式右辺第１項の力をロッド１６に与える必要があり、この場合に、（１２）式右辺第３項の力が後押ししてくれること、また（１２）式右辺第２項の力がこれとは反対方向に抵抗となって働くこととなる。
【００７３】
また、（１２）式はウェストゲート１２を開く場合、つまりロッド１６が図１において左方向にストロークする（移動する）場合を考えているので、（１２）式右辺第２項の制御周期（１０ｍｓ）当たりのロッド１６のストローク量であるＳＴＷＧＲＬ−ＳＴＷＧＲＬ（１０ｍｓ前）は正の値となる。従って、このＳＴＷＧＲＬ−ＳＴＷＧＲＬ（１０ｍｓ前）が負の値となる場合には、（ＳＴＷＧＲＬ−ＳＴＷＧＲＬ（１０ｍｓ前）×ＣＷＧＤＭＰＡＤ＃＝０、つまり（９）式右辺第２項はゼロとする。
【００７４】
ステップ２５では、静止摩擦力補正を実行する。すなわち、次のように〈１〉〜〈３〉の３つの場合分けをして静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）を算出する。
【００７５】
〈１〉静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力の絶対値ａｂｓ（ＦＷＧ０）（＝｜ＦＷＧ｜）とウェストゲートアクチュエータ１３の最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＲＲＣ＃とを比較し、静止摩擦力補正前目標ウェストゲートアクチュエータ力の絶対値がウェストゲートアクチュエータ１３の最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃未満の場合には、ロッド１６（ウェストゲートアクチュエータ１３）を開方向にストロークさせようとしてもストロークしない（動かない）、従って過給圧制御を行うのは無駄であると判断し、静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧを次の式により算出する。
【００７６】
ＦＷＧ＝０                                              …（１３）
〈２〉静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力の絶対値ａｂｓ（ＦＷＧ０）がウェストゲートアクチュエータ１３の最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃以上であり、かつ静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０がゼロ以上の値である場合には、ロッド１６（ウェストゲートアクチュエータ１３）を開方向にストロークさせようとすればストロークする（動く）、従って過給圧制御を行うことができると判断し、静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧを次の式により算出する。
【００７７】
ＦＷＧ＝ＦＷＧ０−ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃                    …（１４）
〈３〉上記〈１〉と〈２〉以外の場合つまり静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力の絶対値ａｂｓ（ＦＷＧ０）がウェストゲートアクチュエータ１３の最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃以上であり、かつ静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０が負の値である場合には静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧを次の式により算出する。
【００７８】
ＦＷＧ＝ＦＷＧ０＋ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃                    …（１５）
ステップ２６では、この静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ［Ｎ］と、ウェストゲートアクチュエータ１３のカップ有効径ＡＷＧＡＣＴ＃［ｍ＾２］とから、目標ウェストゲートアクチュエータ圧（相対圧）ＴＧＰＡＣＴ［ｋＰａ］を次式により算出する。
【００７９】
ＴＧＰＡＣＴ＝ＦＷＧ／ＡＷＧＡＣＴ＃                    …（１６）
ここで、ウェストゲートアクチュエータ１３のカップとは、ダイヤフラム１４のことである。アクチュエータ力をダイヤフラム面積で除算するとダイヤフラム１４に作用する圧力が求まる。つまり（１６）式は、静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧを作り出すため圧力室１５に作用させるべき制御圧力を求めている。
【００８０】
ただし、ここで求めた目標ウェストゲートアクチュエータ圧ＴＧＰＡＣＴは、大気圧を基準とする圧力、つまり相対圧である。
【００８１】
このようにして圧力室１５に供給すべき制御圧力（ＴＧＰＡＣＴ）が求まると、後はこの制御圧力（ＴＧＰＡＣＴ）が得られるように三方ソレノイド弁２０Ａに与えるデューティを設定してやればよい。すなわち、ステップ２７〜２９は、この目標ウェストゲートアクチュエータアクチュエータ圧ＴＧＰＡＣＴから、三方ソレノイド弁２０Ａの特性を用いて、目標ウェストゲートデューティＷＧＤＵＴＹ［％］を算出する部分である。
【００８２】
まずステップ２７では、過給圧センサ３４により検出される右バンク側実過給圧ＰＢｒ［ｋＰａ］から、大気圧センサ３６により検出される大気圧ＰＰＡＭＢ［ｋＰａ］を差し引くことにより、つまり次式により右バンク側実過給圧（相対圧）ＰＢＡＢＳｒ［ｋＰａ］を算出する。
【００８３】
ＰＢＡＢＳｒ＝ＰＢｒ−ＰＰＡＭＢ                        …（１７ａ）
同様にして、過給圧センサ３５により検出される左バンク側実過給圧ＰＢｌ［ｋＰａ］から、大気圧センサ３６により検出される大気圧ＰＰＡＭＢ［ｋＰａ］を差し引くことにより、つまり次式により左バンク側実過給圧（相対圧）ＰＢＡＢＳｌ［ｋＰａ］を算出する。
【００８４】
ＰＢＡＢＳｌ＝ＰＢｌ−ＰＰＡＭＢ                        …（１７ｂ）
ステップ２８では、この右バンク側実過給圧（相対圧）ＰＢＡＢＳｒ［ｋＰａ］と、目標ウェストゲートバルブアクチュエータ圧（相対圧）ＴＧＰＡＣＴ［ｋＰａ］とから、所定の目標ウェストゲートデューティ基本値マップＭＷＧＤＵＴＹ＃を検索することにより、右バンク側目標ウェストゲートデューティ基本値ＷＧＤＵＴＹ０ｒ［％］を算出する。同様にして、左バンク側実過給圧（相対圧）ＰＢＡＢＳｌ［ｋＰａ］と、目標ウェストゲートバルブアクチュエータ圧（相対圧）ＴＧＰＡＣＴ［ｋＰａ］とから、所定の目標ウェストゲートデューティ基本値マップＭＷＧＤＵＴＹ＃を検索することにより、左バンク側目標ウェストゲートデューティ基本値ＷＧＤＵＴＹ０ｌ［％］を算出する。
【００８５】
ここで、目標ウェストゲートデューティ基本値マップＭＷＧＤＵＴＹ＃の値は、三方ソレノイド弁（２０Ａ、２０ｂ）の仕様により予め定まっている。
【００８６】
最後にステップ２９では、そのときのアクセル開度ＡＰＯ［ｄｅｇ］と所定開度を比較し、アクセル開度ＡＰＯが所定開度を超えている場合に、右バンク側目標ウェストゲートデューティ基本値ＷＧＤＵＴＹ０ｒを右バンク側目標ウェストゲートデューティＷＧＤＵＴＹｒとし、また左バンク側目標ウェストゲートデューティ基本値ＷＧＤＵＴＹ０ｌを左バンク側目標ウェストゲートデューティＷＧＤＵＴＹｌとする。
【００８７】
これに対して、アクセル開度ＡＰＯが所定開度以下の場合には右バンク側目標ウェストゲートデューティＷＧＤＵＴＹｒ［％］＝０、左バンク側目標ウェストゲートデューティＷＧＤＵＴＹｌ［％］＝０とする。このように、アクセル開度ＡＰＯが所定開度以下の領域でウェストゲートデューティをゼロとする、つまりウェストゲート１２の開動作を行わせない理由は、アクセル開度ＡＰＯが所定開度以下の領域ではそもそも過給圧が十分に立ち上がらないので、ウェストゲート１２の開動作を行わせる必要がないためである。
【００８８】
このようにして算出された右バンク側目標ウェストゲートデューティＷＧＤＵＴＹｒは、デューティ信号に変換されて右バンク側三方ソレノイド弁２０Ａに、またこのようにして算出された左バンク側目標ウェストゲートデューティＷＧＤＵＴＹｌは、デューティ信号に変換されて左バンク側三方ソレノイド弁２０Ｂにそれぞれ出力される。
【００８９】
ここで、本発明に先行する発明の作用効果を説明する。
【００９０】
本実施形態によれば、排気通路４に設けたタービン６と、吸気通路３に設けたコンプレッサ７と、タービン６をバイパスする通路１１を開閉するウェストゲート１２と、このウェストゲート１２の開閉の程度を可変に制御し得るウェストゲートアクチュエータ１３とを有するターボ過給機５Ａにおいて、ウェストゲートアクチュエータ１３を制御するパラメータが、吸入空気量の関数であるので（図５のステップ２〜１２参照）、従来装置に比べてシンプルな構成とすることができると共に、従来装置と同等の過給圧制御精度を確保することができる。
【００９１】
また、本実施形態によれば、従来装置のように、排気温度センサ、排気圧力センサを追加したり、排気温度や排気圧力を推定する必要がなく、コストアップとなったり排気温度、排気圧力の推定エラーの影響を受けたりすることがない。
【００９２】
本実施形態によれば、目標過給圧ＰＣＨＳと実過給圧（ＰＢＡＶ）の偏差ＴＰＢＥＲＲを算出し、この偏差ＴＰＢＥＲＲに基づいてウェストゲート通過ガス量のフィードバック量ＦＢＭＡＷＧを算出し、このフィードバック量ＦＢＭＡＷＧで前記目標ウェストゲート通過ガス量（ＦＦＭＡＷＧ）を補正するので（図５のステップ８〜１０参照）、実過給圧（ＰＢＡＶ）を目標過給圧ＰＣＨＳへと速やかに収束させることができる。また、目標ウェストゲート通過ガス量（ＦＦＭＡＷＧ）算出しているので、フィードバックゲインの設定やフィードバック制御の許可条件が複雑にならない。
【００９３】
本実施形態によれば、目標ウェストゲート通過ガス量（ＦＦＭＡＷＧ）を、過給圧応答相当タービン流入空気量（ＭＡＴＢｒ、ＭＡＴＢｌ）と目標過給圧ＰＣＨＳとに基づいて算出するので（図５のステップ７参照）、過給圧応答相当タービン流入空気量（ＭＡＴＢｒ、ＭＡＴＢｌ）や目標過給圧ＰＣＨＳが相違しても、目標ウェストゲート通過ガス量（ＦＦＭＡＷＧ）を精度良く求めることができる。
【００９４】
本実施形態によれば、過給圧応答の無駄時間を予め求めておき、タービン流入空気量ＭＡＴＢ００の前記無駄時間前の値を求め、この無駄時間前タービン流入空気量ＭＡＴＢ０の加重平均値で過給圧応答相当タービン流入空気量（ＭＡＴＢｒ、ＭＡＴＢｌ）を算出するので（図５のステップ３〜５参照）、実際の過給圧の過渡応答に応じたタービン流入空気量（ＭＡＴＢｒ、ＭＡＴＢｌ）を精度良く求めることができる。
【００９５】
本実施形態によれば、タービン流入空気量ＭＡＴＢ００を、シリンダ吸入基本パルス幅ＴＰに基づいて算出するので（図５のステップ２参照）、既存の値（ＴＰ）を用いてタービン流入空気量ＭＡＴＢ００を求めることができる。
【００９６】
次に、本発明における実施形態の作用効果を説明する。
【００９７】
本実施形態（請求項１、８に記載の発明）によれば、排気通路４に設けたタービン６と、吸気通路３に設けたコンプレッサ７と、タービン６をバイパスする通路１１を開閉するポペットタイプのウェストゲート１２と、ウェストゲートアクチュエータ１３（ウェストゲート１２の開閉の程度を圧力室１５に供給される制御圧力に応動して可変に制御し得るアクチュエータ）と、このアクチュエータ１３のロッドストロークをウェストゲート１２のストロークに拡大または縮小するリンク機構１７と、圧力室１５に供給される制御圧力を調整可能な三方ソレノイド弁（２０Ａ、２０Ｂ）とを備え、三方ソレノイド弁（２０Ａ、２０Ｂ）を制御するパラメータは、静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）であるので（図６のステップ２５参照）、アクチュエータ部品の摩擦力を考慮することが可能となり、アクチュエータ部品の摩擦力があっても目標ウェストゲート開口面積ＴＧＡＷＧ（目標過給圧ＰＣＨＳ）を得ることができる。
【００９８】
本実施形態（請求項２に記載の発明）によれば、静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）を、静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０（アクチュエータの操作力基本値）に静止摩擦力補正（アクチュエータの摩擦力による補正）を行うことによって算出するので（図６のステップ２５参照）、ウェストゲートアクチュエータ部品の摩擦力があっても、静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）を過不足無く与えることができ、目標ウェストゲート開口面積ＴＧＡＷＧ（目標過給圧ＰＣＨＳ）を得ることができる。
【００９９】
本実施形態（請求項３に記載の発明）によれば、静止摩擦力補正（アクチュエータの摩擦力による補正）は、静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０（アクチュエータの操作力基本値）が最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃以上でかつ静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０（アクチュエータの操作力基本値）がゼロ以上の値であるとき、静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０から最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃を差し引いた値を静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）とし、
静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０が最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃未満のとき、ゼロを静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）とし、静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０が最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃以上でかつ静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＷＧ０が負の値であるとき、静止摩擦力補正前の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０に最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃を加算した値を静止摩擦力補正後の目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）とすることであるので（図６のステップ２５参照）、最大静止摩擦力ＦＳＴＭＸＦＲＣ＃に応じた静止摩擦力補正後目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧを与えることができる。
【０１００】
本実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、ウェストゲートアクチュエータ１３が、圧力室１５を区画するダイヤフラム１４と、このダイヤフラム１４をウェストゲート１２の閉方向に付勢するスプリング１８とを備え、目標ウェストゲート開口面積ＴＧＡＷＧに基づいてウェストゲートアクチュエータ１３のロッドストローク量ＳＴＷＧＲＬを算出し、この算出したウェストゲートアクチュエータのロッドストローク量ＳＴＷＧＲＬと、この算出したウェストゲートアクチュエータのロッドストローク量の変化量ＳＴＷＧＲＬ−ＳＴＷＧＲＬ（１０ｍｓ前）と、スプリング１８のバネ定数ＫＷＧＳＰＲ＃と、ダンパ係数ＣＷＧＤＭＰＡＤ＃とに基づいて静止摩擦力補正前目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０（アクチュエータの操作力基本値）を算出するので（図６のステップ２２、２４参照）、スプリング１８の強さやロッド速度に伴う抵抗に相違があっても静止摩擦力補正前目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０（アクチュエータの操作力基本値）を精度良く算出することができる。
【０１０１】
排気圧力によりウェストゲートアクチュエータ１３に作用する力はウェストゲート１２の開方向に働くため、この排気圧力によりウェストゲートアクチュエータ１３に作用する力を考慮することなく、静止摩擦力補正前目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０（アクチュエータの操作力基本値）を算出したのでは大きくなりすぎ、ウェストゲート１２が過度に開かれて実際の過給圧が目標過給圧より外れて小さくなるのであるが、本実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、排気圧力によりウェストゲートアクチュエータ１３に作用する力ＦＷＧＶで静止摩擦力補正前目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ０（アクチュエータの操作力基本値）を補正するので（図６のステップ２３、２４参照）、排気圧力によりウェストゲートアクチュエータ１３に作用する力がウェストゲート１２の開方向に働いている状態でも、最適な静止摩擦力補正後目標ウェストゲートアクチュエータ力ＦＷＧ（アクチュエータの操作力）を与えることができる。
【０１０２】
図７に示したように、排気圧力によりウェストゲートアクチュエータ１３に作用する力はタービン６に流入する排気量と目標過給圧により変化する。本実施形態（請求項７に記載の発明）によれば、この図７の特性に対応させ、排気圧力によりウェストゲートアクチュエータ１３に作用する力ＦＷＧＶを平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥ（吸入空気量）と目標過給圧ＰＣＨＳとに基づいて算出するので（図６のステップ２３参照）、平均過給圧応答相当タービン流入空気量ＭＡＴＢＡＶＥや目標過給圧ＰＣＨＳが相違するときにも、排気圧力によりウェストゲートアクチュエータ１３に作用する力ＦＷＧＶを過不足無く与えることができる。
【図面の簡単な説明】
【０１０３】
【図１】本発明の第１実施形態の過給圧制御装置の概略構成図。
【図２】排気温度の影響を調べた結果を示す特性図。
【図３】排気圧力の影響を調べた結果を示す特性図。
【図４】５つのアクセル開度と３つのエンジン回転速度の組合せで実験を行ったときの定常データを示す特性図。
【図５】目標ウェストゲート開口面積の算出を説明するためのフローチャート。
【図６】目標ウェストゲートデューティの算出を説明するためのフローチャート。
【図７】排気圧力によりウェストゲートに作用する力の特性図。
【符号の説明】
【０１０４】
３  吸気通路
４  排気通路
５Ａ、５Ｂ  ターボ過給機
６  タービン
７  コンプレッサ
１２  ウェストゲート
１３  ウェストゲートアクチュエータ
１５  圧力室
２０Ａ、２０Ｂ  三方ソレノイド弁
３１  エンジンコントローラ
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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