(57)【要約】【課題】内燃機関の機関バルブ特性を可変制御する可変動弁機構において、エンジンノイズによるフィードバック制御への影響を抑制できるようにした。【解決手段】可変動弁機構の制御対象である制御軸作動角の目標値と検出値との偏差量の方向が変化し、該偏差量の変化量が所定値以上となり、かつ、偏差量が所定値以上となったときに、積分値を、偏差量をローパスフィルタ処理して得られる定常偏差を補正する定常積分値でリセットする。【選択図】図１５
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
モータの駆動制御によって機関バルブのリフト特性を可変にフィードバック制御する内燃機関における可変動弁機構の制御装置において、
前記フィードバック制御における積分方向が振動ノイズにより変化したことを検出したときに、積分値を所定値にリセットすることを特徴とする可変動弁機構の制御装置。
【請求項２】
前記所定値は、定常偏差を補正する積分値相当の定常積分値であることを特徴とする請求項１に記載の可変動弁機構の制御装置。
【請求項３】
前記定常積分値は、リフト特性の目標値と検出値との偏差に対し、ローパスフィルタを施した値であることを特徴とする請求項２に記載の可変動弁機構の制御装置。
【請求項４】
前記ローパスフィルタのカットオフ周波数をエンジン回転速度毎に変更することを特徴とする請求項３に記載の可変動弁機構の制御装置。
【請求項５】
リフト特性の目標値と検出値との偏差の正負が反転してから、偏差の変化量が所定値以上大きく、かつ、偏差量が所定値以上になったことで検出したときに、前記積分方向が振動ノイズにより変化したと検出することを特徴とする請求項１〜請求項４のいずれか１つに記載の可変動弁機構の制御装置。
【請求項６】
前記可変動弁機構が、機関のクランク軸によって回転駆動し、外周に駆動カムが固定されたドライブシャフトと、一端部に連係した前記駆動カムの回転により揺動するロッカアームと、前記ロッカアームの他端部に連係して機関バルブを開作動させる揺動カムとを備え、前記モータの駆動制御によって前記ロッカアームの揺動支点を変化させることを特徴とする請求項１〜請求項５のいずれか１つに記載の可変動弁機構の駆動制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関の吸・排気弁のリフト特性（作動角、リフト量）を連続的に可変制御可能な可変動弁機構の制御装置に関し、特に、エンジン振動ノイズのフィードバック制御への影響を回避する技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
特許文献１に記載のように、機関低速低負荷時における燃費の改善や安定した運転性並びに高速高負荷時における吸気の充填効率の向上による十分な出力を確保する等のために、吸・排気弁のリフト特性を機関運転状態に応じて可変にフィードバック制御する可変動弁機構が提案されている。
【特許文献１】特開２００１−３７７３号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００３】
この種の上記特許文献１に示される可変動弁機構のフィードバック制御では、リフト特性（作動角、リフト量）の検出部に、エンジン回転に同期した振動ノイズが入力され、該ノイズにより積分方向が変化する場合がある。
従来は、そのまま定常偏差相当の積分値分が無くなるように連続的に積分動作し、ノイズによって蓄積された積分値の影響により、偏差が増大してしまい制御性を低下させていた。
【０００４】
本発明は、このような従来の課題に着目してなされたもので、エンジン振動ノイズに対して安定した制御性が得られるようにした可変動弁機構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】
【０００５】
上記の課題を解決するため、本発明は、モータの駆動制御によって機関バルブのリフト特性を可変にフィードバック制御する内燃機関における可変動弁機構の制御装置において、前記フィードバック制御における積分方向が振動ノイズにより変化したことを検出したときに、積分値を所定値にリセットする構成とした。
【発明の効果】
【０００６】
かかる構成とすれば、エンジンの振動ノイズによって積分方向が変化したときには、積分値が所定値にリセットされるので、ノイズによる積分値が蓄積されることがなく、偏差の増大を防止でき、制御性が向上する。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００７】
図１〜図３は、本発明に係る内燃機関の可変動弁機構を、吸気弁側に適用した実施形態を示している。なお、図１では排気弁側（図１の下側）の構成を図示省略している。
シリンダヘッド１０の上部には、全気筒にわたって連続した駆動軸１１が設けられている。この駆動軸１１は、図外の一端にスプロケットが取り付けられ、タイミングチェーン等を介して機関のクランクシャフトに連動して回転する。
【０００８】
この駆動軸１１の外周には、吸気弁（又は排気弁）１９を駆動する揺動カム１８の円筒状の軸受部１８ａが相対回転可能に外嵌している。この揺動カム１８は、先端部（カムノーズ）１８ｂを有する薄板状をなし、その外周に、吸気弁１９の上端に設けられた伝達部材としてのバルブリフタ１９ａの上面１９ｂに摺接するカム面１８ｃが形成されている。
また、駆動軸１１の外周にはリング状の偏心カム１２が圧入等により固定されている。この偏心カム１２の中心（軸心）Ｃ２は、駆動軸１１の中心（軸心）Ｃ１に対して所定量偏心している。この偏心カム１２の外周には、リング状リンク１３の基部１３ａがベアリング等を介して相対回転可能に外嵌している。なお、揺動カム１８の揺動中心（軸心）は、駆動軸１１の中心Ｃ１と一致している。
【０００９】
駆動軸１１の斜め上方には、制御軸１４が駆動軸１１と略平行に気筒列方向に延設されている。この制御軸１４は、後述する駆動部２０により機関の運転状態に応じて所定の回転範囲で回転，保持される。
制御軸１４の外周には、リング状の制御カム１５が圧入等により固定されている。制御カム１５の中心（軸心）Ｃ４は、制御軸１４の中心（軸心）Ｃ３に対して所定量偏心している。この制御カム１５の外周には、ロッカアーム１６の円筒状の中央基部が相対回転可能に外嵌している。このロッカアーム１６の一端部１６ａと、リング状リンク１３の小径な先端部１３ｂとは、両者１６ａ，１３ｂを挿通する第１ピン２９ａを介して相対回転可能に連結されている。
【００１０】
また、ロッカアーム１６の他端部１６ｂと揺動カム１８とは、ロッド状リンク１７によって連携されている。より具体的には、制御軸１４の作動角が大側に回動され、ロッカアーム１６の他端部１６ｂと、ロッド状リンク１７の一端部１７ａとは、両者１６ｂ，１７ａを挿通する第２ピン２９ｂを介して相対回転可能に連結されている。また、ロッド状リンク１７の他端部１７ｂと揺動カム１８とは、両者１７ｂ，１８を挿通する第３ピン２９ｃを介して相対回転可能に連結されている。
【００１１】
次に、制御軸１４を回動，保持する駆動部２０の構成を説明する。
図１に示すように、制御軸１４は、シリンダヘッド１０に固定されるケース２２内まで延びており、その一端にウォームホイール２１が固定されている。ケース２２には、ＥＣＵ（エンジンコントロールユニット）５０からの制御信号により駆動される電動モータ（ＤＣモータ）２６が取り付けられており、この電動モータ２６の出力軸２６ａは、ローラベアリング２５を介してケース２２内に回転可能に延在している。この出力軸２６ａに、ウォームホイール２１と噛合するウォームギヤ２４が固定されている。なお、ウォームギヤ２４とウォームホイール２１の間でモータトルクを増大させるために、ギヤ比を適宜に大きく設定してある。また、ケース２２には、制御軸１４（ウォームホイール２１）の回転角度を検出する回転角センサ２３が取り付けられており、この回転角センサ２３の出力は、前記ＥＣＵ５０に入力され、該回転角センサ２３で検出された制御軸１４の回転角、すなわち吸気弁１９の作動角（リフト量）検出値に基づいて、電動モータ２６がフィードバック制御される。
【００１２】
このような構成により、機関の回転に連動して駆動軸１１が回転すると、偏心カム１２を介してリング状リンク１３が並進移動し、これに応じてロッカアーム１６が制御カム１５の中心Ｃ４を揺動中心として揺動し、かつ、ロッド状リンク１７を介して揺動カム１８が揺動する。このとき、揺動カム１８のカム面１８ｃが、吸気弁１９の上端に設けられた伝達部材としてのバルブリフタ１９ａの上面に摺接し、バルブリフタ１９ａを図外のバルブスプリングの反力に抗して押圧することにより、吸気弁１９が機関の回転に連動して開閉作動する。
【００１３】
また、機関の運転状態に応じて電動モータ２６の出力軸２６ａが回転駆動されると、ウォームギヤ２４，ウォームホイール２１を介して制御軸１４が回転して、ロッカアーム１６の揺動中心となる制御カム１５の中心Ｃ４の位置が変化し、吸気弁１９のリフト特性が連続的に変化する。より具体的には、制御カム１５の中心Ｃ４と駆動軸１１の中心Ｃ１との距離を近づけるほど、リフト特性の変位であるバルブリフト量及び作動角が大きくなる。
【００１４】
次に、同上可変動弁機構の動作特性を、考察する。
図４，５を参照して、ロッカアーム１６の他端部１６ｂには、吸気弁１９のバルブスプリング反力等によって生じる反力Ｆ１が、揺動カム１８，ロッド状リンク１７，第２ピン２９ｂ等を介して作用する。また、ロッカアーム１６の一端部１６ａには、反作用として発生する反力Ｆ２が、偏心カム１２，リング状リンク１３，第１ピン２９ａ等を介して作用する。従って、ロッカアーム１６の揺動中心Ｃ４には、実質的に反力Ｆ１，Ｆ２の合成反力Ｆ３が作用する。
【００１５】
これにより、制御軸１４には、制御軸１４の中心Ｃ３から合成反力Ｆ３の方向線までの腕長さｒ１と合成反力Ｆ３との積であるトルクＴ１が作用する。従って、駆動部２０が制御軸１４を所定の角度に保持するためには、少なくとも上記のトルクＴ１に釣り合う逆向きのトルクを必要とする。
制御軸１４が所定の回転角度に保持された状態では、図４に示すように、揺動カム１８が最も高リフト側へ押し下げられたとき、すなわち図４の反時計方向に最も揺動したときに、合成反力Ｆ３が最大となる。このときの合成反力Ｆ３の方向は、駆動軸１１の中心Ｃ１と制御軸１４の中心Ｃ３とを結ぶ第１の線Ｌ１と略平行となる。
【００１６】
ここで、図６に示すように、合成反力Ｆ３は、リフト量（作動角）の増大に応じて増大する[図（Ａ）：最小作動角、（Ｂ）：中間位置、（Ｃ）：最大作動角]が、腕長さｒ１は、偏心カム１２の回転にしたがって、最小作動角から中間位置までは増大するが、その後は、減少する。したがって、合成反力Ｆ３と腕長さｒ１との積であるトルクＴ１は、制御軸作動角θに対して非線形な特性を有する。
【００１７】
図７は、制御軸１４の作動角θCSと駆動電流ｉCS（トルクＴ１に比例）との関係を示す。
ここで、上記非線形な制御軸作動角θCS−駆動電流ｉCS特性に対し、制御軸作動角θCS毎のバネ定数Ｋ（θCS）を下式のように定義して算出し、該バネ定数Ｋ（θCS）を用いて制御対象である可変動弁機構の動作特性をモデル化しつつ制御軸作動角θCSの位置決め制御を行う。
【００１８】
Ａ（θCS）＝ｉCS／θCS・・・(1)
Ｋ（θCS）＝Ａ（θCS）・ＫT・・・(2)
ただし、ＫT：電動モータ２６のトルク定数
図７の特性から(1)式より制御軸作動角θCSに対する駆動電流ｉCSの係数Ａ（θCS）を算出し、該Ａ（θCS）に基づいて(2)式によりバネ定数Ｋ（θCS）を算出する（図８参照）。該算出されたバネ定数Ｋ（θCS）を制御軸作動角θCS毎に割り付けて図９に示す作動角−バネ定数マップを作成する。上記のように、バネ定数を定義することで、非線形特性を有する作動角と駆動電流とを連続的かつ一義的な関数として設定でき、可変動弁機構を後述するようにモデル化することが可能となる。
【００１９】
本制御システムは、図１０に示すように、大きく分けて動特性補償部１０１と、応答性補償部１０２と、本発明にかかる応答性補償部リセット部１０３と、制御対象である可変動弁機構１０４とから構成される。
可変動弁機構１０３の伝達特性ＧP(s)は、動特性と静特性の積として、次式に示すような０次／２次で表すことができる（下式右辺の左側の項が動特性、右側の項が静特性）。
【００２０】
【数１】
2007100594.tif 000003
【００２１】
ただし、Ｊ：可変動弁機構の慣性モーメント
Ｄ：同上機構の粘性抵抗
以上のことを踏まえて、図１０に示した本制御システムの各要素について説明する。
まず、動特性補償部１０１について説明すると、動特性補償部１０１はいわゆるフィードフォワード補償器である。
【００２２】
ここで、設計者が希望する作動角の応答（減衰比ζ、振動数ω）が次式に示す目標作動角演算器１０２ａの伝達特性ＧT(s)で与えられるとする。
【００２３】
【数２】
2007100594.tif 000004
【００２４】
入力値かつ最終目標値である到達作動角θCSTに対し、実制御軸作動角θCSが前記動特性ＧT(s)で追従するように、ＧFF(s)＝ＧT(s)／ＧP(s)の関係から求めた動特性補償部１０１の伝達関数ＧFF(s)により、次式(5)により、駆動電流のフィードフォワード分である動特性補償出力ｉCSFFを算出する。つまり、動特性補償部１０１は、２次／２次フィルタで構成される。
【００２５】
【数３】
2007100594.tif 000005
【００２６】
次に、応答性補償部１０２について説明する。この応答性補償部１０２は、目標作動角演算器１０２ａと動特性出力補償器１０２ｂとから構成される。
目標作動補償器１０２ａは到達作動角θCSTを入力とし、設計者が希望する作動角の応答である目標制御軸作動角θCSMを(6)式に基づき演算する。目標制御軸作動角θCSMは、制御軸作動角θCSが最終的な到達作動角θCSTに至るまでの過渡的な作動角である。
【００２７】
【数４】
2007100594.tif 000006
【００２８】
(6)式のζとωは設計者が希望する作動角応答に応じて設定する。
動特性出力補償器１０２ｂでは、積分特性を有し、制御対象のパラメータ変化に対して安定性が補償されているフィルタを用いて動特性補償出力補正値ｉCSFBを、(7)式の偏差量θERRから算出する。
θERR＝θCSM−θCS・・・(7)
積分特性を有するフィルタの例として(8)式があげられる。比例ゲインＰおよび積分ゲインＩは安定性が補償されているゲインである。この場合、動特性出力補償値ｉCSFBは(9)式から算出する。
【００２９】
ＧFB(s)＝（Ｐｓ＋Ｉ）／ｓ・・・(8)
ｉCSFB＝（Ｐｓ＋Ｉ）／ｓ・θERR・・・(9)
次に、本発明にかかる応答性補償部リセット部１０３について説明する。
応答性補償部リセット部１０３は、偏差量θERRを入力して定常積分値integconstを算出し、偏差量θERRに基づいてエンジン振動ノイズの発生によって積分方向が変化する条件を検出したときに、積分値である前記動特性出力補償補正値ｉCFSBを、前記定常積分値integconstでリセットする。
【００３０】
これについて、図１１に示すフローチャートにしたがって、説明する。
ステップＳ１では、定常積分値integconstを、次式で表されるローパスフィルタにより算出する。
integconst＝１／（Ｔiｓ＋１）・（１／ｓ）・θERR・・・(10)
ここで、上記時定数Ｔiは、以下のようにエンジン回転速度Ｎｅに応じて可変に設定される。
すなわち、ローパスフィルタは、フィードバックの積分値から定常値（以下ＤＣ成分）を検出するため用いるが、時定数が小さすぎると（カットオフ周波数が高い）場合、検出値にＤＣ成分だけではなく変動量も含んでしまう。一方、時定数が大きすぎると（カットオフ周波数が低い）、制御軸作動角位置により定常積分値integconstが異なっている場合（各動作点で外乱、モデル誤差が異なる）、ＤＣ成分の検出が遅れてしまうことになる。したがって、エンジン回転速度の増大に応じてノイズの周期が減少するので、エンジン回転速度Ｎｅの増大に応じて時定数Ｔiを減少して設定することで、最適な時定数とすることができる。
【００３１】
そこで、(10)式のローパスフィルタの時定数Ｔiを、エンジン回転速度Ｎｅに基づいて、図１２に示すマップから検索して求める。
ステップＳ２では、偏差量θERRと前回値の偏差量θERRBUFの符号（正負）が違っているかを判定する。
符号が違う場合は、ステップＳ３で方向変化判定フラグＳＤ＿flgを１にしてから、また、符合が同じ場合は、そのままステップＳ４へ進む。
【００３２】
ステップＳ４では、前記方向変化判定フラグＳＤ＿flgの値を判別する。
ステップＳ４で方向変化判定フラグＳＤflgが１と判定された場合は、ステップＳ５へ進み、０と判定された場合は終了する。
ステップＳ５では、次式によって算出される偏差の変化量の絶対値が、所定値ＲＥＳＥＴ＿slopeより大きいかを判定する。
【００３３】
ΔθERR／Δｔ＝（θERR−θERRBUF）／サンプリング周期
所定値ＲＥＳＥＴ＿slopeより大きいときは、ステップＳ６へ進み、そうでない場合は終了する。
ステップＳ６では、偏差量θERRが所定量ＲＥＳＥＴ＿ＶＡＬより大きいかを判定する。
所定量ＲＥＳＥＴ＿ＶＡＬより大きいときは、ステップＳ７へ進む、そうでない場合は、終了する。
【００３４】
ステップＳ７では、このように、偏差の方向が変化し、かつその変化量および偏差量が大きい状態は、エンジンの振動ノイズの発生に起因すると判断し、(9)式で算出した積分値ｉCSFBを、定常積分値integconstで初期化してリセットする。
ステップＳ８では、方向変化判定フラグＳＤ＿flgをクリアして終了する。
図１０に戻って、動特性出力補償補正値ｉCFSBに基づき、動特性補償出力ｉCSFFを用いて、基本電流指令値ｉCSC0は、(10)式より算出される。
ｉCSC0＝ｉCSFB＋ｉCSFF・・・(11)
また、図１３に示すように、可変動弁機構の作動角が動き始めるのに必要な電流は、エンジン回転速度毎に異なることから、次式のように、エンジン回転速度Ｎｅに基づいて図１４に示すマップから検索したオフセット電流ofsetｉを、前記基本電流指令値ｉCSC0に加算して、最終的な電流指令値ｉCSCを算出する。
【００３５】
ｉCSC＝ｉCSC0＋ofsetｉ＝ｉCSFB＋ｉCSFF＋ofsetｉ・・・(12)
このように作動角毎に算出したバネ定数を用いて可変動弁機構のモデルを推定し、該モデルを用いて電流指令値ｉCSCを算出して制御することにより、パラメータ変動や外乱の影響を受けにくく、かつ、設計者が希望する作動角応答が得られる。
そして、本発明では、エンジン振動ノイズの発生を検出し、ノイズ発生時には、積分値をリセットすることで、ノイズの影響による偏差の増大を回避できる。
【００３６】
また、本実施形態のように、振動ノイズの発生を偏差方向の変化と変化量および偏差量の大きさによって、高精度に検出することができ、かつ、定常偏差分補正量相当の定常積分値integconstを算出しつつこの最適値でリセットすることができる。
図１５は、上記実施形態の制御システムを用いて制御したときのエンジン回転による振動ノイズが発生している状態で、到達作動角θCSTをステップ的に変化させたときの制御作動角θCS、偏差量θERR、動特性補償出力補償器１０２ｂの積分値を表したものであり、振動ノイズ対策をしていない制御システムを使用して同一制御を制御したときの状態を示す図１６と比較して説明する。
【００３７】
このステップ応答では、モデル化誤差と外乱により、立ち上がりで偏差を生じている。
ノイズ対策を有しない場合、図１６に示すように、ノイズにより積分方向が変化した際、偏差を大きくする方向に積分値が作用しており、制御軸作動角θCSは、目標作動角θCMから大きくずれることとなる。
これに対し、本発明にかかるノイズ対策を施した場合、図１５に示すように、積分方向の変化を偏差量θERRの符号と大きさから判断し、動特性補償出力補償器１０２ｂの積分値を定常積分値integconstで初期化することで、すみやかに偏差量θERRを小さくしていることが明らかである。
【００３８】
なお、基本的（簡易的）には、振動ノイズの発生を偏差の方向が変化することだけで、検出し、偏差方向変化毎にリセットするようにしてもよいが、この場合、ノイズ以外の理由（オーバーシュートした際など）で偏差方向が変化した場合はリセットの必要がなく、頻繁にリセットすると、不連続点が増大して品質を低下させてしまうことがある。この点、実施形態のように、偏差の変化方向に加えて変化量および偏差量が大きいこともリセット条件とすることで、ノイズ判定精度が向上し、リセットを必要最小限にすることができる。
【図面の簡単な説明】
【００３９】
【図１】本発明に係る可変動弁機構の平面図。
【図２】同上可変動弁機構の要部断面図。
【図３】上記可変動弁機構の駆動部を示す構成図。
【図４】上記可変動弁機構の作用を説明するための図。
【図５】上記可変動弁機構の制御軸及び制御カムを示す構成図。
【図６】上記制御軸の各回転角における作用を説明するための図。
【図７】上記可変動弁機構の作動角と駆動電流の関係を示す図。
【図８】上記可変動弁機構のバネ定数の算出を説明するための図。
【図９】バネ定数の基本的な特性マップ。
【図１０】上記可変動弁機構の制御装置における実施形態の制御ブロック図。
【図１１】同上実施形態におけるノイズ発生時の積分値リセット制御を示すフローチャート。
【図１２】同上制御での定常積分値算出に用いる時定数の設定マップ。
【図１３】上記可変動弁機構におけるエンジン回転速度変化によるオフセット電流の相違を示す図。
【図１４】同上実施形態で用いるオフセット電流の特性マップ。
【図１５】同上実施形態での振動ノイズ発生状態で制御したときの各種状態の変化の様子を示す図。
【図１６】本発明にかかるノイズ対策制御を行わない装置を用いて、振動ノイズ発生状態で制御したときの各種状態の変化の様子を示す図。
【符号の説明】
【００４０】
１１    駆動軸、
１２    偏心カム
１３    リング状リンク
１４    制御軸
１５    制御カム
１６    ロッカアーム
１７    ロッド状リンク
１８    揺動カム
１９    吸気弁
２０    駆動部
５０    ＥＣＵ
１０１    動特性補償部
１０２    応答性補償部
１０３    応答性補償部リセット部
１０４    可変動弁機構
【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】
2007100594.tif 000013
【図８】
2007100594.tif 000014
【図９】
2007100594.tif 000015
【図１０】
2007100594.tif 000016
【図１１】
2007100594.tif 000017
【図１２】
2007100594.tif 000018
【図１３】
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【図１４】
2007100594.tif 000020
【図１５】
2007100594.tif 000021
【図１６】
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