JP3296472B2 - 内燃機関の燃料噴射制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は内燃機関の燃料噴
射制御装置に関し、より具体的にはＴＤＣに同期させて
適応制御器の適応パラメータ調整機構（『パラメータ調
整機構』とも呼ぶ）を作動させながら、パラメータ調整
機構への入力は燃焼サイクルに同期させることによって
制御性を低下させることなく、実機に適応制御を実現で
きるようにしたものに関する。

【０００２】

【従来の技術】近時、内燃機関においても適応制御理論
が導入され、気筒に実際に吸入される燃料量が目標燃料
量に一致するよう適応的に制御する技術が提案されてお
り、その例としては特開平１−１１０，８５３号の技術
を挙げることができる。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】また、本出願人も特願
平６−６６，５９４号などにおいて適応制御を用いた内
燃機関の燃料噴射制御を提案している。ところで、内燃
機関に上記した適応制御を用いた燃料噴射制御装置を搭
載するとき、内燃機関の演算時間は機関回転数の変動に
より増減すると共に、搭載するマイクロコンピュータも
性能上の制約から自由ではない。また、通常の燃料制御
サイクルはＴＤＣごとであるが、燃料を噴射してから制
御結果を検出するまでに８〜１２ＴＤＣ程度必要である
ため、８〜１２制御サイクルの無駄時間が存在する。制
御対象の無駄時間が大きいことは、少ない場合に比して
一般的に制御性が悪化する。特に、適応制御において
は、これが顕著である。

【０００４】従って、この発明の目的は上記した課題を
解決し、制御性を確保しつつ実機に適応制御器を現実に
使用できるようにした内燃機関の燃料噴射制御装置を提
供することにある。

【０００５】

【課題を解決するための手段】上記の目的を達成するた
めに、請求項１項にあっては、多気筒内燃機関の燃料噴
射量を制御する燃料噴射量制御手段と、前記燃料噴射量
を操作量として目標値に適応的に一致させる適応制御器
と、および前記適応制御器で用いる適応パラメータを演
算する適応パラメータ調整機構とを備えた多気筒内燃機
関の燃料噴射制御装置において、前記適応制御器の制御
対象の無駄時間を前記多気筒内燃機関の燃焼サイクルに
同期した値とみなし、前記適応パラメータ調整機構への
入力は、前記多気筒内燃機関の中の特定の気筒の燃焼サ
イクルに同期させて行うと共に、前記適応パラメータ調
整機構の前記適応パラメータの演算を前記多気筒内燃機
関の全気筒の燃料制御サイクルに同期させて行う如く構
成した。

【０００６】

【０００７】請求項２項にあっては、前記適応制御器
は、前記多気筒内燃機関の全気筒の燃料制御サイクルに
同期させて作動させる如く構成した。

【０００８】

【作用】請求項１項にあっては、上記のように構成した
ので、行列演算量を低減して車載コンピュータの負荷を
低減することができ、通例の車載コンピュータでも１Ｔ
ＤＣ内に演算を完了することができる。と同時に、ラン
ダウなどの調整則を用いたパラメータ調整機構を有する
適応制御アルゴリズムを用いてフィードバック補正係数
を適応的に算出する場合、ＴＤＣごとの燃料制御サイク
ルごとにパラメータ調整機構を動作させるときにおいて
も、適応パラメータ調整機構で使用する入力を燃焼サイ
クルごとの値とすることにより、制御性能の向上を図る
ことができると共に、無駄時間を減少させ、内部変数の
演算回数を低減させることができる。

【０００９】また、前記適応パラメータ調整機構への入
力は、前記内燃機関の特定の気筒の燃焼サイクルに同期
させて行う如く構成したので、上記した作用ないし効果
に加えて、前記適応パラメータ調整機構を特定気筒の燃
料制御サイクルに同期させて演算させることができ、演
算時間を更に短縮させることができ、高回転時にも適応
制御を継続して行うことができる。

【００１０】請求項２項にあっては、前記適応制御器
は、前記多気筒内燃機関の全気筒の燃料制御サイクルに
同期させて作動させる如く構成したので、適応パラメー
タの演算周期にかかわらず、適応パラメータを受け取っ
てフィードバック補正係数を算出する適応制御器は、Ｔ
ＤＣ毎などの燃料制御サイクル毎に動作させるように構
成したことになり、パラメータ調整機構の演算回数を燃
焼サイクルに１回と言うように減少させた場合でも、燃
料制御サイクル毎にフィードバック補正係数を演算する
ことから、常に最適に空燃比をフィードバック制御する
ことができる。

【００１１】

【発明の実施の形態】以下、添付図面に即してこの発明
の実施の形態を説明する。

【００１２】図１はこの出願に係る内燃機関の燃料噴射
制御装置を概略的に示す全体図である。

【００１３】図において、符号１０はＯＨＣ直列４気筒
の内燃機関を示しており、吸気管１２の先端に配置され
たエアクリーナ１４から導入された吸気は、スロットル
弁１６でその流量を調節されつつサージタンク１８と吸
気マニホルド２０を経て、２個の吸気弁（図示せず）を
介して第１から第４気筒へと流入される。各気筒の吸気
弁（図示せず）の付近にはインジェクタ２２が設けられ
て燃料を噴射する。噴射されて吸気と一体となった混合
気は、各気筒内で図示しない点火プラグで第１、第３、
第４、第２気筒の順で点火されて燃焼してピストン（図
示せず）を駆動する。

【００１４】燃焼後の排気ガスは、２個の排気弁（図示
せず）を介して排気マニホルド２４に排出され、排気管
２６を経て触媒装置（三元触媒）２８で浄化されて機関
外に排出される。上記で、スロットル弁１６はアクセル
ペダル（図示せず）とは機械的に切り離され、パルスモ
ータＭを介してアクセルペダルの踏み込み量および運転
状態に応じた開度に制御される。また、吸気管１２に
は、スロットル弁１６の配置位置付近にそれをバイパス
するバイパス路３２が設けられる。

【００１５】ここで、内燃機関１０には、排気ガスを吸
気側に還流させる排気還流機構１００が設けられる。

【００１６】図２を参照して説明すると、排気還流機構
１００の排気還流路１２１は、一端１２１ａが排気管２
６の第１の触媒装置２８（図２に図示省略）の上流側
に、他端１２１ｂが吸気管１２のスロットル弁１６（図
２で図示省略）の下流側に連通する。この排気還流路１
２１の途中には、排気還流量を調節する排気還流弁（還
流ガス制御弁）１２２および容積室１２１ｃが、設けら
れる。この排気還流弁１２２はソレノイド１２２ａを有
する電磁弁であり、ソレノイド１２２ａは後述する制御
ユニット（ＥＣＵ）３４に接続され、制御ユニット３４
からの出力によってその弁開度をリニアに変化させる。
排気還流弁１２２には、その弁開度を検出するリフトセ
ンサ１２３が設けられ、その出力は制御ユニット３４に
送出される。

【００１７】更に、内燃機関１０の吸気系と燃料タンク
３６との間も接続され、キャニスタ・パージ機構２００
が設けられる。

【００１８】キャニスタ・パージ機構２００は図３に示
す如く、密閉された燃料タンク３６の上部と吸気管１２
のスロットル弁１６の下流側との間に構成された、蒸気
供給通路２２１、吸着剤２３１を内蔵するキャニスタ２
２３、及びパージ通路２２４からなる。蒸気供給通路２
２１の途中には２ウェイバルブ２２２が装着され、パー
ジ通路２２４の途中にはパージ制御弁２２５、パージ通
路２２４を流れる燃料蒸気を含む混合気の流量を検出す
る流量計２２６、および該混合気中のＨＣ濃度を検出す
るＨＣ濃度センサ２２７が設けられる。パージ制御弁
（電磁弁）２２５は後述の如く制御ユニット３４に接続
され、それからの信号に応じて制御されて開弁量をリニ
アに変化させる。

【００１９】このキャニスタ・パージ機構によれば、燃
料タンク３６内で発生した燃料蒸気（燃料ベーパ）は、
所定の設定量に達すると２ウェイバルブ２２２の正圧バ
ルブを押し開き、キャニスタ２２３に流入し、吸着剤２
３１によって吸着され貯蔵される。制御ユニット３４か
らのオンオフ制御信号のデューティ比に応じた開弁量だ
けパージ制御弁２２５が開弁されると、キャニスタ２２
３に一時貯えられていた蒸発燃料は、吸入管１２内の負
圧により、外気取込口２３２から吸入された外気と共に
パージ制御弁２２５を経て吸気管１２へ吸引され、各気
筒へ送られる。また外気などで燃料タンク３６が冷却さ
れて燃料タンク内の負圧が増すと、２ウェイバルブ２２
２の負圧バルブが開弁し、キャニスタ２２３に一時貯え
られていた蒸発燃料は燃料タンク３６へ戻される。

【００２０】更に、内燃機関１０は、いわゆる可変バル
ブタイミング機構３００（図１にV/T と示す）を備え
る。可変バルブタイミング機構３００は例えば、特開平
２−２７５，０４３号公報に記載されており、機関回転
数Ｎｅおよび吸気圧力Ｐｂなどの運転状態に応じて機関
のバルブタイミングV/T を図４に示す２種のタイミング
特性LoV/T, HiV/Tの間で切り換える。但し、それ自体は
公知な機構なので、説明は省略する。尚、このバルブタ
イミング特性の切り換えには、２個の吸気弁の一方を休
止する動作を含む。

【００２１】図１において内燃機関１０のディストリビ
ュータ（図示せず）内にはピストン（図示せず）のクラ
ンク角度位置を検出するクランク角センサ４０が設けら
れると共に、スロットル弁１６の開度を検出するスロッ
トル開度センサ４２、スロットル弁１６下流の吸気圧力
Ｐb を絶対圧力で検出する絶対圧センサ４４も設けられ
る。また、内燃機関１０の適宜位置には大気圧Ｐa を検
出する大気圧センサ４６が設けられ、スロットル弁１６
の上流側には吸入空気の温度を検出する吸気温センサ４
８が設けられると共に、機関の適宜位置には機関冷却水
温を検出する水温センサ５０が設けられる。また、油圧
を介して可変バルブタイミング機構３００の選択するバ
ルブタイミング特性を検出するバルブタイミング（V/T
）センサ５２（図１で図示省略）も設けられる。更
に、排気系において、排気マニホルド２４の下流側で触
媒装置２８の上流側の排気系集合部には、広域空燃比セ
ンサ５４が設けられる。これらセンサ出力は、制御ユニ
ット３４に送られる。

【００２２】図５は制御ユニット３４の詳細を示すブロ
ック図である。広域空燃比センサ５４の出力は検出回路
６２に入力され、そこで適宜な線型化処理が行われてリ
ーンからリッチにわたる広い範囲において排気ガス中の
酸素濃度に比例したリニアな特性からなる検出信号を出
力する（以下、この広域空燃比センサを「ＬＡＦセン
サ」と呼ぶ）。

【００２３】検出回路６２の出力は、マルチプレクサ６
６およびＡ／Ｄ変換回路６８を介してＣＰＵ内に入力さ
れる。ＣＰＵはＣＰＵコア７０、ＲＯＭ７２、ＲＡＭ７
４を備え、検出回路６２の出力はより詳しくは、所定の
クランク角度（例えば１５度）ごとにＡ／Ｄ変換され、
ＲＡＭ７４内のバッファの１つに順次格納される。１２
個のバッファには後で図５３に示すように、０から１１
までのＮｏ．が付される。また、スロットル開度センサ
４２などのアナログセンサ出力も同様にマルチプレクサ
６６およびＡ／Ｄ変換回路６８を介してＣＰＵ内に取り
込まれ、ＲＡＭ７４に格納される。

【００２４】またクランク角センサ４０の出力は波形整
形回路７６で波形整形された後、カウンタ７８で出力値
がカウントされ、カウント値はＣＰＵ内に入力される。
ＣＰＵにおいてＣＰＵコア７０は、ＲＯＭ７２に格納さ
れた命令に従って後述の如く制御値を演算し、駆動回路
８２を介して各気筒のインジェクタ２２を駆動する。更
に、ＣＰＵコア７０は、駆動回路８４，８６，８８を介
して電磁弁９０（２次空気量を調節するバイパス路３２
の開閉）、および前記した排気還流制御用電磁弁１２２
ならびにキャニスタ・パージ制御用電磁弁２２５を駆動
する。尚、図５でリフトセンサ１２３、流量計２２６お
よびＨＣ濃度センサ２２７の図示は省略した。

【００２５】図６は出願に係る制御装置の動作を示すフ
ロー・チャートである。

【００２６】以下説明すると、先ずＳ１０において検出
した機関回転数Ｎｅおよび吸気圧力Ｐb などを読み出
し、Ｓ１２に進んでクランキングか否か判断し、否定さ
れるときはＳ１４に進んでフューエルカットか否か判断
する。フューエルカットは、所定の運転状態、例えばス
ロットル弁開度が全閉位置にあり、かつ機関回転数が所
定値以上であるときに行われ、燃料供給が停止されて噴
射量はオープンループで制御される。

【００２７】Ｓ１４でフューエルカットではないと判断
されたときはＳ１６に進み、検出した機関回転数Ｎｅと
吸気圧力Ｐｂとからマップを検索して基本燃料噴射量Ｔ
imを算出する。次いでＳ１８に進んでＬＡＦセンサ５４
の活性化が完了したか否か判定する。これは例えば、Ｌ
ＡＦセンサ５４の出力電圧とその中心電圧との差を所定
値（例えば０．４Ｖ）と比較し、差が所定値より小さい
とき活性化が完了したと判定することで行う。活性化が
完了したと判断されるときはＳ２０に進み、フィードバ
ック制御領域か否か判断する。高回転、全開増量、ない
しは高水温などにより運転状態が変化したようなとき
は、噴射量はオープンループ制御される。Ｓ２０でフィ
ードバック制御領域と判断されるときはＳ２２に進み、
ＬＡＦセンサ検出値を読み込み、Ｓ２４に進んで検出値
から検出空燃比KACT(k) （ｋ：離散系のサンプリング時
刻。以下同じ）を求める。次いでＳ２６に進んでＰＩＤ
制御則によるフィードバック補正係数KLAF(k) を演算す
る。

【００２８】このＰＩＤ制御則によるフィードバック補
正係数KLAFは、以下の通り演算される。

【００２９】先ず、目標空燃比KCMDと検出空燃比KACTの
制御偏差DKAFを DKAF(k) ＝KCMD(k-d’) −KACT(k) と求める。上記でKCMD(k-d’) ：目標空燃比（ここで
ｄ’はKCMDがKACTに反映されるまでの無駄時間を示し、
よって無駄時間制御周期前の目標空燃比を意味する）、
KACT(k) ：検出空燃比（今回制御周期の）を示す。尚、
この明細書で空燃比は目標値KCMDも検出値KACTも実際は
当量比、即ち、Ｍst／Ｍ＝１／λで示している（Ｍst：
理論空燃比、Ｍ＝Ａ／Ｆ（Ａ：空気消費量、Ｆ：燃料消
費量、λ：空気過剰率））。

【００３０】次いで、それに所定の係数を乗じてＰ項KL
AFP(k)、Ｉ項KLAFI(k)、およびＤ項KLAFD(k)を Ｐ項：KLAFP(k)＝DKAF(k) ×KP Ｉ項：KLAFI(k)＝KLAFI(k-1)＋DKAF(k) ×KI Ｄ項：KLAFD(k)＝（DKAF(k) −DKAF(k-1) ）×KD と求める。

【００３１】このようにＰ項は偏差に比例ゲインKPを乗
じて求め、Ｉ項は偏差に積分ゲインKIを乗じて得た値を
フィードバック補正係数の前回値KLAFI(k-1)に加算して
求め、Ｄ項は偏差の今回値DKAF(k) と前回値DKAF(k-1)
の差に微分ゲインKDを乗じて求める。尚、各ゲインKP,K
I,KDは、機関回転数と機関負荷に応じて求められ、より
具体的にはマップを用いて機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐ
ｂとから検索できるように設定しておく。最後に、よっ
て得た値を KLAF(k) ＝KLAFP(k)＋KLAFI(k)＋KLAFD(k) と合算してＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数
の今回値KLAF(k) とする。尚、この場合、乗算補正によ
るフィードバック補正係数とするため、オフセット分で
ある１．０はＩ項KLAFI(k)に含まれているものとする
（即ち、KLAFI(k)の初期値は１．０とする）。

【００３２】図６フロー・チャートにおいては続いてＳ
２８に進んで適応制御則によるフィードバック補正係数
KSTR(k) を演算する。この適応制御則によるフィードバ
ック補正係数KSTR(k) については後で詳しく説明する。

【００３３】続いてＳ３０に進み、求めた基本燃料噴射
量Ｔimに目標空燃比補正係数KCMDM(k)およびその他の補
正係数KTOTAL（水温補正など乗算で行う各種の補正係数
の積算値）を乗算し、内燃機関が要求する要求燃料噴射
量Ｔcyl(k)を決定する。この制御においては前述の通り
目標空燃比を実際には当量比で求めていると共に、それ
を燃料噴射量の補正係数としても用いる。尚、詳しくは
気化熱で吸入空気の充填効率が相違することから、目標
空燃比に適宜な特性で充填効率補正を施して目標空燃比
補正係数KCMDM とする。

【００３４】続いてＳ３２に進んで要求燃料噴射量Ｔcy
l(k)に、Ｓ２６もしくはＳ２８で求めたフィードバック
補正係数KLAF(k) もしくはKSTR(k) のいずれかを乗算
し、その積に加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔ
out(k)を決定する。ここで、加算項TTOTALは、気圧補正
など加算値で行う補正係数の合計値を示す（但し、イン
ジェクタの無効時間などは出力燃料噴射量Ｔout の出力
時に別途加算されるので、これに含まれない）。

【００３５】続いてＳ３４に進んで決定した出力燃料噴
射量Ｔout(k)に機関冷却水温などから付着係数マップを
検索して得られる付着係数を用いて付着補正を行い、出
力燃料噴射量Ｔout(k)の吸気管壁面付着補正（付着補正
後の値をＴout-F (k) とする）を行う。尚、この吸気管
壁面付着補正自体はこの発明の要旨と直接の関連を有し
ないので、説明は省略する。次いでＳ３６に進んで付着
補正した出力燃料噴射量Ｔout-F(k)を出力して終わる。

【００３６】尚、Ｓ１８ないしＳ２０で否定されたとき
はＳ３８に進み、基本燃料噴射量Ｔim(k) に目標空燃比
補正係数KCMDM(k)と各種補正係数KTOTALを乗じると共
に、その積に補正加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射
量Ｔout を算出し、Ｓ３４以降に進む。またＳ１２でク
ランキングと判断されたときはＳ４０に進んでクランキ
ング時の燃料噴射量Ｔicr を検索し、Ｓ４２に進んで始
動モードの式によって出力燃料噴射量Ｔout を算出する
と共に、Ｓ１４でフューエルカットと判断されるときは
Ｓ４４に進んで出力燃料噴射量Ｔout を零とする。

【００３７】次に、図６フロー・チャートのＳ２８で触
れた適応制御則を用いたフィードバック補正係数KSTR
(k) の演算について説明する。

【００３８】図７はその動作をより機能的に示すブロッ
ク図である。

【００３９】図示の装置は、本出願人が先に提案した適
応制御技術を前提とする。それはＳＴＲ（セルフチュー
ニングレギュレータ）コントローラからなる適応制御器
とその適応（制御）パラメータ（ベクトル）を調整する
適応（制御）パラメータ調整機構とからなり、ＳＴＲコ
ントローラは、燃料噴射量制御のフィードバック系の目
標値と制御量（プラント出力）を入力し、適応パラメー
タ調整機構によって同定された係数ベクトルを受け取っ
て出力を算出する。

【００４０】このような適応制御において、適応制御の
調整則（機構）の一つに、Ｉ．Ｄ．ランダウらの提案し
たパラメータ調整則がある。この手法は、適応制御シス
テムを線形ブロックと非線形ブロックとから構成される
等価フィードバック系に変換し、非線形ブロックについ
ては入出力に関するポポフの積分不等式が成立し、線形
ブロックは強正実となるように調整則を決めることによ
って、適応制御システムの安定を保証する手法である。
即ち、ランダウらの提案したパラメータ調整則において
は、漸化式形式で表される調整則（適応則）が、上記し
たポポフの超安定論ないしはリヤプノフの直接法の少な
くともいづれかを用いることでその安定性を保証してい
る。

【００４１】この手法は、例えば「コンピュートロー
ル」（コロナ社刊）Ｎｏ．２７，２８頁〜４１頁、ない
しは「自動制御ハンドブック」（オーム社刊）７０３頁
〜７０７頁、" A Survey of Model Reference Adaptive
Techniques - Theory and Ap-plication" I.D. LANDAU
「Automatica」Vol. 10, pp. 353-379, 1974、"Unifi-c
ation of Discrete Time Explicit Model Reference A
daptive ControlDesigns" I.D.LANDAU ほか「Automatic
a」Vol. 17, No. 4, pp. 593-611, 1981、および" Comb
ining Model Reference Adaptive Controllers and Sto
chasticSelf-tuning Regulators" I.D. LANDAU 「Autom
atica」Vol. 18, No. 1, pp. 77-84, 1982 に記載され
ているように、公知技術となっている。

【００４２】図示例の適応制御技術では、このランダウ
らの調整則を用いた。以下説明すると、ランダウらの調
整則では、離散系の制御対象の伝達関数Ｂ(Z^-1)/Ａ
(Z^-1) の分母分子の多項式を数１および数２のようにお
いたとき、パラメータ調整機構が同定する適応パラメー
タθハット(k) は、数３のようにベクトル（転置ベクト
ル）で示される。またパラメータ調整機構への入力ζ
(k) は、数４のように定められる。ここでは、ｍ＝１、
ｎ＝１、ｄ＝３の場合、即ち、１次系で３制御サイクル
分の無駄時間を持つプラントを例にとった。

【００４３】

【数１】

【００４４】

【数２】

【００４５】

【数３】

【００４６】

【数４】

【００４７】ここで、数３に示される適応パラメータθ
ハットは、ゲインを決定するスカラ量ｂ0 ハット^-1(k)
、操作量を用いて表現される制御要素ＢR ハット(Z^-1,
k)および制御量を用いて表現される制御要素Ｓ（Z ^-1,
k)からなり、それぞれ数５から数７のように表され
る。

【００４８】

【数５】

【００４９】

【数６】

【００５０】

【数７】

【００５１】パラメータ調整機構はこれらのスカラ量や
制御要素の各係数を同定・推定し、前記した数３に示す
適応パラメータθハットとして、ＳＴＲコントローラに
送る。パラメータ調整機構は、プラントの操作量ｕ
（ｉ）および制御量ｙ（ｊ）（ｉ，ｊは過去値を含む）
を用いて目標値と制御量との偏差が零となるように適応
パラメータθハットを算出する。適応パラメータθハッ
トは、具体的には数８のように計算される。数８で、Γ
(k) は適応パラメータの同定・推定速度を決定するゲイ
ン行列（ｍ＋ｎ＋ｄ次）、ｅアスタリスク(k) は同定・
推定誤差を示す信号で、それぞれ数９および数１０のよ
うな漸化式で表される。

【００５２】

【数８】

【００５３】

【数９】

【００５４】

【数１０】

【００５５】また数９中のλ１(k) ，λ２(k) の選び方
により、種々の具体的なアルゴリズムが与えられる。例
えば、λ１(k) ＝１，λ２(k) ＝λ（０＜λ＜２）とす
ると漸減ゲインアルゴリズム（λ＝１の場合には最小自
乗法）、λ１(k) ＝λ１（０＜λ１＜１），λ２(k) ＝
λ２（０＜λ２＜λ）とすると可変ゲインアルゴリズム
（λ２＝１の場合には重み付き最小自乗法）、λ１(k)
／λ２(k) ＝σとおき、λ３が数１１のように表される
とき、λ１(k) ＝λ３とおくと固定トレースアルゴリズ
ムとなる。また、λ１(k) ＝１，λ２(k) ＝０のとき固
定ゲインアルゴリズムとなる。この場合は数９から明ら
かな如く、Γ(k) ＝Γ(k-1) となり、よってΓ(k) ＝Γ
の固定値となる。燃料噴射ないし空燃比などの時変プラ
ントには、漸減ゲインアルゴリズム、可変ゲインアルゴ
リズム、固定ゲインアルゴリズム、および固定トレース
アルゴリズムのいずれもが適している。

【００５６】

【数１１】

【００５７】ここで、図７にあっては、前記したＳＴＲ
コントローラ（適応制御器）と適応パラメータ調整機構
とは燃料噴射量演算系の外におかれ、検出空燃比KACT
(k) が目標空燃比KCMD(k-d’) （ここでｄ’は前述の如
くKCMDがKACTに反映されるまでの無駄時間）に適応的に
一致するように動作してフィードバック補正係数KSTR
(k) を演算する。即ち、ＳＴＲコントローラは、適応パ
ラメータ調整機構によって適応的に同定された係数ベク
トルθハット(k) を受け取って目標空燃比KCMD(k-d’）
に一致するようにフィードバック補償器を形成する。演
算されたフィードバック補正係数KSTR(k) は要求燃料噴
射量Ｔcyl(k)に乗算され、補正された燃料噴射量が出力
燃料噴射量Ｔout(k)として付着補正補償器を介して制御
プラント（内燃機関）に供給される。

【００５８】このように、フィードバック補正係数KSTR
(k) および検出空燃比KACT(k) が求められて適応パラメ
ータ調整機構に入力され、そこで適応パラメータθハッ
ト(k) が算出されてＳＴＲコントローラに入力される。
ＳＴＲコントローラには入力として目標空燃比KCMD(k)
が与えられ、検出空燃比KACT(k) が目標空燃比KCMD(k-
d')に一致するように漸化式を用いてフィードバック補
正係数KSTR(k) を算出する。

【００５９】フィードバック補正係数KSTR(k) は、具体
的には数１２に示すように求められる。

【００６０】

【数１２】

【００６１】他方、検出空燃比KACT(k) と目標空燃比KC
MD(k) とは、図６フロー・チャートのＳ２６で先に説明
したＰＩＤ制御則による制御器（図にＰＩＤと示す）に
も入力され、排気系集合部の検出空燃比と目標空燃比と
の偏差を解消すべくＰＩＤ制御則に基づいて第２のフィ
ードバック補正係数KLAF(k) が算出される。適応制御則
によるフィードバック補正係数KSTRとＰＩＤ制御則によ
るフィードバック補正係数KLAFは、図７の切換機構４０
０を介していずれか一方が燃料噴射量の演算に用いられ
る。そして、後述の如く適応制御系（ＳＴＲコントロー
ラ）の動作が不安定と判別されたとき、もしくは適応制
御系の適応領域外の場合、適応制御則に基づくフィード
バック補正係数KSTR(k) に代えて、ＰＩＤ制御則による
フィードバック補正係数KLAF(k) が使用される。

【００６２】ところで、内燃機関の燃料噴射量を制御す
るとき、図５７に示すように、噴射量を演算し、演算さ
れた燃料が気筒内で圧縮、爆発、排気されるまでにある
程度の時間を要する。更に、排気ガスがＬＡＦセンサに
到達するまでの時間やセンサ自体の検出遅れ、更には検
出値から実際に気筒に吸入された燃料量を演算するに要
する時間までを考えると、この時間は更に大きくなる。
このように内燃機関の燃料噴射量制御においては無駄時
間が必然的に伴う。１気筒に注目して無駄時間を例えば
前述の如く燃焼サイクルで３回分とすると、ＴＤＣ数で
は内燃機関が４気筒のとき、図８に示す如く、１２ＴＤ
Ｃとなる。尚、ここで" 燃焼サイクル"は、吸入、圧
縮、爆発、排気からなる４行程で、この実施の形態の場
合は４ＴＤＣに相当する。

【００６３】上記した適応制御器（ＳＴＲコントロー
ラ）において、適応パラメータθハット(k) の要素の数
は、数３から明らかな通り、ｍ＋ｎ＋ｄ個となって、無
駄時間ｄに比例する。先の例の如く無駄時間を３とする
と、刻々と変化する運転状態に対応すべく、ＳＴＲコン
トローラと適応パラメータ調整機構をＴＤＣ同期で動作
させるとき、適応パラメータθハット(k) の要素の数
は、ｍ＝ｎ＝１とおいても、図８に示す如く、ｄ＝１２
（３燃焼サイクル×４ＴＤＣ）となり、ｍ＋ｎ＋ｄ＝１
４となる。その結果、ゲイン行列Γの演算が１４×１４
の行列演算となり、演算量が多くなって車載コンピュー
タの負荷が増加し、通例の車載コンピュータの性能で
は、機関回転数の上昇に伴い、１ＴＤＣ内に演算を完了
することが困難となると同時に、前述の通り、無駄時間
の回数の増加は制御性の悪化を招く。

【００６４】そこで、図示に係る内燃機関の燃料噴射制
御装置では、刻々と変化する運転状態に可能な限り対応
できると共に、行列演算量を低減して車載コンピュータ
の負荷を軽減するようにした。具体的には、図９に示す
如く、パラメータ調整機構には燃焼サイクル、より具体
的には特定気筒（第１気筒など）の所定のクランク角度
（ＴＤＣなど）のみに同期させて制御プラント出力を入
力させ、前記した適応パラメータθハットを演算させ
る。

【００６５】ここで、適応パラメータθハットの演算は
図９から明らかな如く、全気筒の所定のクランク角度
（ＴＤＣなど）で行う。尚、ＳＴＲコントローラが全気
筒の所定のクランク角度（ＴＤＣなど）に同期して動作
してフィードバック補正係数を算出することは図８に示
した構成と異ならない。

【００６６】このように、例えば燃焼サイクル、即ち、
特定の気筒の所定のクランク角度のみに同期させて動作
させると、ｄ＝３となり、適応パラメータθハットの要
素数はｍ＋ｎ＋ｄ＝５となり、ゲイン行列Γの演算は１
４×１４から５×５の行列演算に減少し、車載コンピュ
ータの負荷が軽減して１ＴＤＣ内で演算を処理すること
が可能となる。前述の如く、制御対象の無駄時間が大き
いことは、少ない場合に比して一般的に制御性は悪化
し、特に、適応制御においては顕著となるが、上記のよ
うに構成したことで無駄時間を大幅に低減させることが
でき、制御性を向上させることができる。

【００６７】上記は、具体的には、数１ないし数１２の
制御サイクルｋを気筒毎にとることで、実現可能とな
る。より具体的には、４気筒の内燃機関の場合、数４を
数１３に、数８を数１４に、数９を数１５に、数１０な
いし数１２を数１６ないし数１８のように変更すれば良
い。

【００６８】

【数１３】

【００６９】

【数１４】

【００７０】

【数１５】

【００７１】

【数１６】

【００７２】

【数１７】

【００７３】

【数１８】

【００７４】これにより、図９に示す構成においても、
図８に示す構成と同様に制御周期を全気筒のＴＤＣ毎に
とる、即ち、全気筒のＴＤＣに同期させて適応パラメー
タを演算しながら、演算で用いる行列、ベクトルの次数
を減らすことが可能となる。もちろん、制御サイクルを
気筒別にとり、数１ないし数１２の制御サイクルｋをＫ
＝気筒数×ｋとおくことで気筒別に内部変数を持つ構成
にしても、同様に動作することは言うまでもない。尚、
ここでのＫは燃焼サイクル数を、ｋはＴＤＣを示す。図
１０は図８の構成をＳＴＲコントローラとパラメータ調
整機構とに焦点をおいて書き直した図である。図１０に
おいて、ＳＴＲコントローラの作動周期ｍ×ＴＤＣとパ
ラメータ調整機構の作動周期ｎ×ＴＤＣとをそれぞれｍ
＝ｎ＝１とすれば、図８と図９に示す構成となる。ここ
で、パラメータ調整機構の入力周期をＴＤＣに同期さ
せ、無駄時間をｄ＝１２とすれば、図８の構成となる。
一方、パラメータ調整機構の入力周期を燃焼サイクルに
同期させ、無駄時間をｄ＝３とすれば、図９の構成とな
る。

【００７５】しかしながら、プラント出力を燃焼サイク
ルに同期させてパラメータ調整機構に入力して演算（動
作）させることは、特定気筒の所定クランク角度に同期
させて動作させることになるため、常にその特定気筒の
排気ガス空燃比の影響を強く受けることになる。その結
果、理論空燃比に制御するときなど、その特定気筒の排
気ガス空燃比が例えばリーン方向にあり残余の気筒のそ
れがリッチ方向にあるとすると、適応制御器（ＳＴＲコ
ントローラ）は操作量をリッチ方向に調整して目標値に
一致させるように動作してしまい、それによって残余の
気筒の空燃比は更にリッチ傾向が高くなってしまう場合
がある。

【００７６】その意図から、図示の装置では、後述の如
く、プラント出力をパラメータ調整機構に燃焼サイクル
に同期させて入力させて動作させることで適応パラメー
タの要素の数を減少させて行列演算量を軽減すると共
に、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を強く受けないよ
うにした。これを実現させるためには、以下のように動
作させる。

【００７７】パラメータ調整機構は燃焼サイクルに同期
して動作、即ち、４気筒のうちの特定気筒の所定のクラ
ンク角度に同期して動作させることになるが、制御量ｙ
(k)を燃焼サイクル間の各気筒の所定クランク角度、例
えばＴＤＣごとに検出空燃比KACT(k) の平均値、例えば
単純平均値、として求めてパラメータ調整機構に入力す
ることで、その特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響
されることがないようにした。

【００７８】更に、所定クランク角度ごとに、パラメー
タ調整機構が算出する適応パラメータθハットについて
も平均値を求めると共に、ＳＴＲコントローラが算出す
るフィードバック補正係数KSTR(k) についても平均値を
求めるようにし、それによって一層特定気筒の排気ガス
空燃比に大きく影響されることがないようにした。

【００７９】図１１はその演算作業を示すサブルーチン
・フロー・チャートである。

【００８０】同図に従って説明すると、先ずＳ１００で
機関が所定の運転領域にあるか否か判断する。ここで、
所定の運転領域とはアイドルを含む低回転領域とする。
Ｓ１００で所定の運転領域にないと判断されるときはＳ
１０２に進み、図６のＳ２４で当該気筒について算出さ
れた今回算出空燃比KACT(k) 、前回燃焼気筒についての
前回算出空燃比KACT(k-1) 、前前回燃焼気筒についての
前前回算出空燃比KACT(k-2) 、前前前回燃焼気筒につい
ての前前前回算出空燃比KACT(k-3) の平均値KACTAVE を
求め、それをプラント出力である制御量ｙ(k) とする。
即ち、制御周期を３回前まで遡り、当該気筒を含む４気
筒について１燃焼サイクルの間に算出された空燃比の単
純平均値を求め、制御量ｙ(k) とする。この手法で、特
定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減することができ
る。

【００８１】続いてＳ１０４に進み、図７末尾に示すよ
うに、パラメータ調整機構で今求めた制御量ｙ(k) など
から数３に従って適応パラメータθハット(k) を算出
し、ＳＴＲコントローラに入力する。

【００８２】続いて、Ｓ１０６に進み、今回算出する適
応パラメータθハット(k) を含めた３制御周期前までの
算出値、即ち、１燃焼サイクル間のθハット(k) 、θハ
ット(k-1) 、θハット(k-2) およびθハット(k-3) の平
均値、例えば単純平均値AVE-θハット(k) を演算する。
即ち、パラメータ調整機構の入力側ではなく、その出力
側の適応パラメータθハット(k) について４気筒のそれ
に対応する４制御周期分（１燃焼サイクル）のθハット
の平均値を求めてＳＴＲコントローラに入力する。この
手法を用いても、ＳＴＲコントローラに対して４気筒の
θハット(k) の平均値を入力しても特定気筒の排気ガス
空燃比の影響を低減すると言う目的を達成することがで
きる。尚、θハットは数３に示すようにベクトルとして
求められるため、その平均値は、ベクトルの各要素ｓ
０，ｒ１，ｒ２，ｒ３，ｂ０の平均値を求めることで算
出する。尚、いずれかの要素について平均値を求め、他
の要素はそれに比例するように変化量を求め、それらか
らθハットの平均値を算出しても良い。Ｓ１０６では、
その意味を含めてθハットの平均値を求める式を模式的
に示した。

【００８３】続いてＳ１０８に進み、ＳＴＲコントロー
ラにおいて入力値に基づいて数１２に従ってフィードバ
ック補正係数KSTR(k) を算出し、次いでＳ１１０に進
み、上で今回演算したフィードバック補正係数KSTR(k)
を含む３制御周期前までの算出値、即ち、１燃焼サイク
ル間のKSTR(k),KSTR(k-1),KSTR(k-2) およびKSTR(k-3)
の平均値、例えば単純平均値AVEKSTR(k)を演算する。即
ち、パラメータ調整機構側ではなく、燃料演算系のフィ
ードバック補正係数である制御入力KSTR(k) を出力する
ＳＴＲコントローラについて４気筒のそれに対応する４
制御周期分（１燃焼サイクル）のKSTRの平均値を求めて
も、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減すると言う
目的を達成することができるからである。

【００８４】他方、Ｓ１００で所定の運転領域にあると
判断されるときはＳ１１２に進んでｙ(k) の演算、即
ち、当該気筒について図６のＳ２４で求めた今回算出当
量比KACT(k) をそのまま制御量（プラント出力）とす
る。そして、Ｓ１１４に進んで先のＳ１０４と同様に適
応パラメータθハット(k) を算出し、Ｓ１１６に進んで
Ｓ１０８と同様にフィードバック補正係数KSTR(k) を算
出する。

【００８５】このように、全気筒の空燃比の平均値が求
められ、制御量ｙ(k) としてパラメータ調整機構に入力
されるので、特定気筒（例えば第１気筒）の当量比、よ
り具体的には排気ガス空燃比に大きく影響されることが
ない。更に、ＳＴＲコントローラ出力についても最新値
ｕ(k) ＝KSTR(k) を含む４制御周期分の値が用いられて
信号ベクトルζが求められ、パラメータ調整機構に入力
されるので、特定気筒の排気ガス空燃比の影響は更に減
少する。

【００８６】また、パラメータ調整機構の入力側ではな
く、その出力側の適応パラメータθハット(k) について
４気筒のそれに対応する４制御周期分（１燃焼サイク
ル）のθハットの平均値を求めてＳＴＲコントローラに
入力するようにしたので、その平滑化によっても、特定
気筒の排気ガス空燃比の影響を低減すると言う目的を達
成することができる。更に、パラメータ調整機構側では
なく、燃料演算系のフィードバック補正係数であるKSTR
(k) を出力するＳＴＲコントローラについても、４気筒
のそれに対応する４制御周期分（１燃焼サイクル）のKS
TRの平均値を求めるようにしたので、同様に特定気筒の
排気ガス空燃比の影響を低減することができる。

【００８７】他方、Ｓ１００で機関が所定の運転領域、
具体的にはアイドルを含む低回転領域にあるか否か判断
し、肯定されるときは平均値を算出しないようにしたの
で、不都合が生じることがない。即ち、低回転時は制御
サイクルが長くなるため、ＬＡＦセンサの応答遅れが無
視できるようになる。逆に、検出空燃比KACT(k) とその
平均値KACTAVE の位相が図１２のようにずれるため、制
御系の無駄時間が変化したのと同じ現象が起きる。その
ため、位相がずれているKACTAVE(k)を用いて適応制御を
行うと、ハンチングなどの悪影響が起こる可能性があ
る。そのために、アイドル運転時など低回転状態にあっ
てこの影響を受けるときは、平滑化を停止するようにし
た。

【００８８】尚、上記において、Ｓ１０６で算出する適
応パラメータθハットの平均値AVE-θハット(k) は、数
１０に示す同定誤差信号ｅアスタリスクの算出には用い
ないこととする。即ち、同定誤差信号ｅアスタリスクは
検出空燃比と目標空燃比との誤差の大きさを評価する関
数なので、上記の如く求めたAVE-θハット(k) を数１０
の算出に用いると、誤差が不正確となる場合があるた
め、AVE-θハット(k) は数８の算出のみ用い、数１０の
算出には用いない運転領域を設けることが有益である。

【００８９】また、上記において、Ｓ１０２，Ｓ１０
６，Ｓ１１０で空燃比、θハット(k)、KSTR(k) の平均
値を全て用いるようにしたが、いずれか１つ、もしくは
適切な２つを用いても良いことは言うまでもない。ま
た、機関始動時ないしはＳＴＲコントローラの演算再開
の平均値の演算において、過去値がないときは、適宜な
所定値を用いることも言うまでもない。

【００９０】尚、適応パラメータθハット(k) やフィー
ドバック補正係数KSTR(k) の平均値を求める場合には、
それらの値をパラメータ調整機構に対して必ずしも入力
させる必要がない。これは、適応パラメータθハット
(k) の平均値を用いてＳＴＲコントローラで算出される
フィードバック補正係数KSTR(k) は、特定気筒の排気ガ
ス空燃比に大きく影響されない値に既になっているから
である。同様に、ＳＴＲコントローラで算出されるフィ
ードバック補正係数KSTR(k) の平均値も、その値自体が
特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響されない値にな
っているからである。

【００９１】図６フロー・チャートのＳ３２で示したフ
ィードバック補正係数の選択について説明する。

【００９２】図１３はその作業を示すサブルーチン・フ
ロー・チャートである。

【００９３】同図に従って説明すると、先ずＳ２００で
適応制御系の適用領域にあるか否か判断する。例えば、
極低水温域などの燃焼不安定運転領域などでは、正確な
算出空燃比KACT(k) が求まらないため適用領域外とし、
その場合にはＳ２１０に進んでＰＩＤ制御則によって求
めたフィードバック補正係数KLAF(k) を使用して出力燃
料噴射量Ｔout(k)を算出する。適用領域にあると判断さ
れるときはＳ２０２に進んで適応パラメータθハットの
各要素を用いて適応制御系の安定性を判別する。

【００９４】具体的には、ＳＴＲコントローラが算出す
るフィードバック補正係数KSTR(k)の伝達特性は、数１
９のように表される。

【００９５】

【数１９】

【００９６】ここで、付着補正が正しく、燃料演算系の
外乱が存在しない状態を仮定すると、KSTR(k) とKACT
(k) の伝達特性は、数２０のようになる。

【００９７】

【数２０】

【００９８】KCMD(k) から補正係数KSTR(k) の伝達関数
は、数２１のようになる。

【００９９】

【数２１】

【０１００】ここで、ｂ０はゲインを決定するスカラ量
であるため、０あるいは負となり得ないので、数２１の
伝達関数の分母関数ｆ（ｚ）＝ｂ０Ｚ³ ＋ｒ１Ｚ² ＋ｒ
２Ｚ＋ｒ３＋ｓ０は、図１４に示す関数のいずれかにな
る。そこで、実根が単位円内にあるか否かを判別する、
即ち、図１５に示すように、ｆ（−１）＜０ないしｆ
（１）＞０であるか否かを判別すれば、肯定されるとき
は実根が単位円内にあることになるので、それから系が
安定しているか否かを容易に判定することができる。

【０１０１】そこでＳ２０４に進んで上記から適応制御
系が不安定か否か判断し、肯定されるときはＳ２０６に
進んで適応パラメータベクトルθハットを初期値に戻
す。これにより、系の安定を回復することができる。続
いてＳ２０８に進んでゲイン行列Γを補正する。ゲイン
行列Γはパラメータ調整機構の変化（収束）速度を決定
するものであることから、この補正は収束速度を遅くす
るように行う。ここでは、ゲイン行列Γの各要素を小さ
い値に置換する。それによっても同様に系の安定を回復
することができる。続いてＳ２１０に進み、図示の如
く、適応制御系が不安定であることからフィードバック
補正係数としてはＰＩＤ制御則による補正係数KLAF(k)
を用い、それを要求燃料噴射量Ｔcyl (k) に乗じると共
に、その積に加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔ
out(k)を決定する。

【０１０２】尚、Ｓ２０４で適応制御系が不安定ではな
いと判断されるときはＳ２１２に進んで、図示の如く、
フィードバック補正係数として適応制御則による補正係
数KSTR(k) を用いて出力燃料噴射量Ｔout(k)を算出す
る。このとき、図１１フロー・チャートのＳ１１０でフ
ィードバック補正係数KSTRの平均値が求められていると
きは、その平均値を使用することは言うまでもない。

【０１０３】尚、図７ブロック図において、切換機構４
００の出力ｕ(k) は、ＳＴＲコントローラおよびパラメ
ータ調整機構に入力される。これは、ＰＩＤ制御則によ
るフィードバック補正係数KLAFが選択されたときも適応
制御則によるフィードバック補正係数KSTRの演算を可能
にするためである。

【０１０４】この実施の形態においては上記のように構
成した結果、パラメータ調整機構は全気筒ＴＤＣごとに
動作するにも関わらず、適応パラメータの要素の数が５
となってΓ行列演算は５×５に減少して車載コンピュー
タの負荷が軽減し、通例の性能の車載コンピュータで１
ＴＤＣ間に演算を完了することが可能となる。他方、Ｓ
ＴＲコントローラも全気筒ＴＤＣごとにフィードバック
補正係数KSTRを算出すると共に、その変更を全気筒ＴＤ
Ｃごとに行うことで運転状態の変化に対して極力対応す
ることができる。また、無駄時間の大幅な削減により、
制御性を向上させることが可能となる。

【０１０５】更に、パラメータ調整機構では気筒別に見
ると、燃焼サイクルごとに作動する結果、特定気筒、例
えば第１気筒の所定クランク角度で常に動作することに
なるが、当該燃焼サイクル間の残余の気筒群を含む全て
についての検出空燃比（制御量）の平均値を求め、その
平均値をパラメータ調整機構に入力する、ないしは適応
パラメータθハットの平均値を求める、ないしはＳＴＲ
コントローラの出力たるフィードバック補正係数KSTRの
平均値を求めて使用するようにしたので、特定気筒の燃
焼状態のみを強く反映する不都合がない。

【０１０６】即ち、特定気筒についての制御量に基づい
てフィードバック補正係数KSTRを求めるとすると、例え
ば第１気筒の空燃比がリッチで他の気筒のそれがリーン
であるとき、フィードバック補正係数KSTRは空燃比をリ
ーン方向に修正するべく決定され、他の気筒の空燃比の
リーン化に拍車がかけられてしまうが、全気筒の平均値
とする結果、そのような不都合が生じない。

【０１０７】尚、更なる簡素化のためには、図１６に示
す如く、適応パラメータθハットも全気筒ＴＤＣごとで
はなく、特定気筒の燃焼サイクルに同期させて、即ち、
４ＴＤＣに１度演算し、ＳＴＲコントローラでその適応
パラメータθハットとして気筒数回、同じ値を用いるよ
うに構成しても良い（図１０においてｍ＝１，ｎ＝４と
した場合に相当）。

【０１０８】この手法は、機関の回転数の上昇に伴う演
算可能時間の減少時などに特に有効である。高回転時に
は各気筒ごとに必要とされる適応パラメータθハットの
ばらつきが少なくなるため、特定気筒の適応パラメータ
θハットを他の気筒を含む全気筒に用いても、制御性の
悪化が少ないことから、制御性を悪化させることなく、
演算時間を短縮することができる。

【０１０９】更には、図１７に示すように、ＳＴＲコン
トローラも燃焼サイクルに同期させて４ＴＤＣに１度の
み動作させるようにすれば、構成を一層簡略にすること
ができる。制御精度は低下するが、この構成でもある程
度の効果を挙げることができる（図１０においてｍ＝ｎ
＝４とした場合に相当）。

【０１１０】図１８は、この出願に係る装置の第２の実
施の形態を示すフロー・チャートであり、フィードバッ
ク補正係数KSTRの演算に用いるゲイン行列Γの設定に関
する。

【０１１１】フィードバック補正係数KSTRの演算には前
述の数１ないし数１２から明らかな如く、ゲイン行列Γ
(k) を必要とする。第２の実施の形態は、数９において
λ₁＝１，λ₂ ＝０、即ち、固定ゲインアルゴリズムを
用いた場合において、このゲイン行列Γ(k) の非対角要
素を全て０にすることにより、演算時間の短縮とセッテ
ィングの容易化を図った。

【０１１２】説明のために、一例として内部変数Γζ(k
-d) の演算を行う場合を考える。ゲイン行列Γを５×５
の行列とする第１の実施の形態の場合では、Γの演算は
数２２のように行われ、乗算が２５回、加算が２０回必
要となる。

【０１１３】

【数２２】

【０１１４】これをゲイン行列Γの非対角要素を全て０
とおくと、数２３のように表すことができ、演算は乗算
５回に短縮することができる。

【０１１５】

【数２３】

【０１１６】また、ゲイン行列Γの非対角要素を全て０
にすることにより、適応パラメータθハット(k) の演算
を行う場合、数２４のようになる。

【０１１７】

【数２４】

【０１１８】その結果、行列要素ｇ₁₁, ｇ₂₂, ｇ₃₃, ｇ
₄₄, ｇ₅₅は、適応パラメータθハット(k) の各要素の変
化速度をζ(k) の１つのみの要素に対応した値で、独立
してセッティングすることができる。もし、ゲイン行列
Γの非対角要素が０でなければ、数２２および数２４か
ら分かるように、適応パラメータθハット(k) の演算は
数２５の如くとなり、θハット(k) の１つの要素の変化
速度を決定するのに、ζ(k-d) の全ての要素に対応した
５つの変数を考慮する必要があり、セッティングに困難
を伴う。ゲイン行列Γの非対角要素を全て０にすること
により、演算時間を短縮し、セッティングを容易にする
ことが可能となる。

【０１１９】

【数２５】

【０１２０】更に、発明者達がテストを行ったところ、
Γ行列においてｇ₁₁〜ｇ₅₅の５つのセッティング要素
は、その幾つかを同じ値とすると、適応パラメータθハ
ット(k) の各要素の変化速度の割合が適正となって、最
も制御性が良くなることが判明した。例えば、ｇ₁₁＝ｇ
₂₂＝ｇ₃₃＝ｇ₄₄＝ｇとおく場合である。このようにおく
と、セッティング要素をｇとｇ₅₅の２つに低減すること
ができ、セッティングのための工数を削減することがで
きると共に、例えば内部変数のζ^T (k-d) Γζ(k-d) の
演算は数２６のようになり、乗算が１２回となる。

【０１２１】

【数２６】

【０１２２】それに対し、ｇ₁₁〜ｇ₄₄がそれぞれ別々の
値をとる場合には上記演算は数２７のようになり、乗算
が１５回に増加する。

【０１２３】

【数２７】

【０１２４】以上から、ｇ₁₁〜ｇ₅₅のうち、幾つかを同
じ値とすることで、セッティング要素の数を減少させる
ことができ、演算時間を更に短縮することが可能とな
る。また、適応パラメータθハット(k) の各要素の変化
速度の割合を適正にできるため、制御性も良好となる。
このとき、ｇ₁₁＝ｇ₂₂＝ｇ₃₃＝ｇ₄₄＝ｇ₅₅とすると、そ
の効果が最も表れることは言うまでもない。

【０１２５】更に、例えば燃焼が不安定なため、プラン
ト出力も不安定となる運転領域を例にとると、上記のｇ
₅₅を小さくすることにより、ｓｏ(k) のハンチングなど
を抑えることができる。このように、ゲイン行列Γの非
対角要素を０にすることにより、制御特性のセッティン
グが容易となるメリットは大である。また、運転領域に
よってゲイン行列Γを持ち替えることにより、常に機関
にとって最適な制御性を得ることが可能となる。

【０１２６】その場合、ｇ₁₁〜ｇ₅₅は、運転状態に応じ
て制御ユニット３４内のＲＡＭ７４に記憶しておく。よ
り具体的には、運転状態に加え、キャニスタ・パージ、
排気還流などの機関の制御デバイスの動作状態に応じて
記憶しておく。このとき、ｇ₁₁〜ｇ₅₅は全て同じ値で
も、全て違う値でも、幾つか同じ値でも良い。尚、ま
た、この場合、ＲＡＭ７４の容量ないしは演算時間に余
裕があれば、ゲイン行列Γの非対角要素を用いても良
い。

【０１２７】上記を前提として、図１８フロー・チャー
トに従ってこの出願に係る装置の第２の実施の形態を説
明する。

【０１２８】先ず、Ｓ３００において機関回転数Ｎｅ、
吸気圧力Ｐｂなどの機関運転パラメータおよび前述の排
気還流機構ないしキャニスタ・パージ機構の動作状態を
読み込み、Ｓ３０２に進んでアイドル領域にあるか否か
判断し、肯定されるときはＳ３０４に進んでアイドル用
のΓマップを検索する。他方、Ｓ３０２でアイドル領域
にはないと判断されるときはＳ３０６に進んで可変バル
ブタイミング機構がＨｉバルブタイミング特性で運転さ
れているか否か判断し、肯定されるときはＳ３０８に進
んでＨｉバルブタイミング用のΓマップを検索すると共
に、否定されるときはＳ３１０に進んでＬｏバルブタイ
ミング用のΓマップを検索する。

【０１２９】図１９にＬｏバルブタイミング用のΓマッ
プの特性を図示する。このマップは図示の如く、機関回
転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから行列要素ｇ₁₁〜ｇ₅₅を検
索する。尚、アイドル用およびＨｉバルブタイミング用
のΓマップも同様の特性を備える。また、このマップ
は、機関負荷を示す吸気圧力Ｐｂによりゲイン行列Γの
値を検索しているため、機関負荷の急変動時である減速
運転状態などにおいても、最適なゲイン行列の値を得る
ことができる。

【０１３０】続いてＳ３１２に進んでＥＧＲ（排気還流
機構）が動作しているか否か判断し、肯定されるときは
Ｓ３１４に進んで排気還流率に対する燃料補正係数KEGR
N に応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には排
気還流率に対する燃料補正係数KEGRN から図２０にその
特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓEGR を求
め、求めた補正係数 KΓEGR をゲイン行列Γに乗算して
補正する。排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN に応
じてゲイン行列を修正する理由は、補正係数 KΓEGR は
図示の如く、排気還流量が増加するに従い排気還流率に
対する燃料補正係数KEGRN が減少するのに従って外乱が
大きくなることから、適応制御系の安定性が高まるよう
に、排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN が減少する
につれてゲイン行列Γを小さくするように設定される。

【０１３１】尚、この排気還流率KEGRN は燃料噴射量を
乗算補正する係数であって、例えば０．９などと決定さ
れる。しかし、この発明の要旨は排気還流率の決定自体
にはなく、また排気還流率の決定は例えば本出願人が先
に提案した特願平６−２９４，０１４号に述べられてい
るので、説明は省略する。

【０１３２】続いてＳ３１６に進み、キャニスタ・パー
ジ機構が動作しているか否か判断し、肯定されるときは
Ｓ３１８に進んでパージ質量に応じてゲイン行列Γを修
正する。より具体的にはパージ質量KPUGから図２１にそ
の特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓPUG を求
め、求めた補正係数 KΓPUG をゲイン行列Γに乗算して
補正する。補正係数 KΓPUG は図示の如く、パージ質量
KPUGが増加するに従って外乱が大きくなることから、パ
ージ質量KPUGが増加するにつれて大きくなるように設定
される。尚、パージ質量についても例えば本出願人が先
に提案した特開平６−１０１，５２２号に述べられてい
るので、説明は省略する。

【０１３３】続いてＳ３２０に進んで検出した大気圧Ｐ
ａに応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には検
出した大気圧Ｐａから図２２にその特性を示すテーブル
を検索して補正係数 KΓPaを求め、求めた補正係数 KΓ
Paをゲイン行列Γに乗算して補正する。検出した大気圧
Ｐａに応じてゲイン行列Γを修正する理由は、検出した
大気圧Ｐａが減少する、即ち、機関が位置する高度が増
加するにつれて充填効率が低下することから、常圧でセ
ッティングされたデータに対して外乱を生じるため、適
応制御系の安定性が高まるように、検出した大気圧Ｐａ
が減少するにつれてゲイン行列Γを小さくするように設
定される。

【０１３４】続いてＳ３２２に進んで検出した水温Ｔｗ
に応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には検出
した水温Ｔｗから図２３にその特性を示すテーブルを検
索して補正係数 KΓTwを求め、求めた補正係数 KΓTWを
ゲイン行列Γに乗算して補正する。検出した水温Ｔｗに
応じてゲイン行列Γを修正する理由は、補正係数 KΓTW
は図示の如く、検出した水温Ｔｗが低水温または高水温
にあるときは燃焼が不安定となることから、常温でセッ
ティングされたデータに対して外乱を生じるため、適応
制御系の安定性が高まるように、低水温または高水温に
あるときはゲイン行列Γを小さくするように設定され
る。

【０１３５】第２の実施の形態は上記の如く、適応パラ
メータθハットの変化（収束）速度を決定するゲイン行
列を運転状態に応じて適正に決定するようにしたので、
安定した適応パラメータの変化速度を得ることができ、
制御性が向上する。

【０１３６】尚、第２の実施の形態はゲイン行列Γを固
定ゲインで決定するものであるが、可変ゲインアルゴリ
ズムを用いることも可能であり、その際にはゲイン行列
Γの各要素の初期値を上記のように運転状態で修正し、
運転状態が変化したときに所定値としても良い。

【０１３７】更に、第２の実施の形態においては、固定
ゲインアルゴリズムで説明したが、ゲイン行列Γ(k) の
演算を数９に示した可変ゲインアルゴリズムなどの固定
ゲインアルゴリズム以外の演算則に基づいて行う場合、
ゲイン行列Γ(k) の非対角要素の演算を行わず、０と固
定することにより、上記第２の実施の形態で示した演算
量の低減とセッティングの容易化を実現することが可能
なことは、言うまでもない。

【０１３８】図２４はこの出願に係る装置の第３の実施
の形態を示すフロー・チャートである。

【０１３９】第１の実施の形態および第２の実施の形態
においてはゲイン行列Γを固定ゲインで演算したが、第
３の実施の形態は固定ゲイン以外のアルゴリズムを用い
て演算し、そのときの適応パラメータを用いた制御結果
（プラント出力、より具体的には検出空燃比KACT）が良
好な挙動を示したとき、演算値を機関の運転状態に応じ
て記憶しておけば、再びその領域でゲイン行列Γ(k) を
演算する必要がなくなると同時に、その領域で最適なゲ
イン行列Γ(k) を常に用いることができるようになり、
制御性が向上する。このとき格納するΓ(k) は、４ＴＤ
Ｃ間の平均値などの加工値を用いても良い。尚、固定ゲ
インアルゴリズムから、ゲイン行列Γを演算する場合
は、プラント出力の挙動が良好ではないと判断された場
合となる。そのときのゲイン行列Γ(k-1) は運転領域ご
とに格納された初期値として始める。

【０１４０】上記を前提に図２４を参照して説明する。
これは第３の実施の形態のフロー・チャートの図１８の
Ｓ３０８，Ｓ３１０もしくはＳ３０４などのゲイン行列
Γのマップ検索時に行う作業である。

【０１４１】以下説明すると、Ｓ４００で機関回転数Ｎ
ｅと吸気圧力Ｐｂとから第２の実施の形態で示したと同
様のゲイン行列Γのマップを検索し、Ｓ４０２に進んで
プラント出力たる検出空燃比KACTの挙動が良好か否かを
適宜な手法で判断し、否定されるときはＳ４０４に進ん
でゲイン行列Γ(k) を演算し、Ｓ４０６に進んで検索し
たマップの所定領域に格納する。尚、Ｓ４０２で肯定さ
れるときは直ちにＳ４０６に進む。Ｓ４０２における検
出空燃比KACTの挙動の良否の判断は、例えば１０ＴＤＣ
間の検出空燃比KACTが目標空燃比KCMD±所定値以内に入
っていれば良好と判断することで行う。

【０１４２】第３の実施の形態は上記の如く構成したの
で、検出空燃比KACTの挙動が良好な場合は、ゲイン行列
Γ(k) の演算を数９に示した演算式を用いずに、単なる
マップ検索によって行うことができるため、演算量を低
減することができる。更に、検出空燃比KACTの挙動が良
好ではない場合に、最適なゲイン行列Γ(k) を演算し直
し、内燃機関の運転領域ごとに学習することにより、内
燃機関の経時劣化などにも対応することができ、常に検
出当量比KACT(k) の挙動が良好となるようにすることが
できるため、制御性を向上させることができる。

【０１４３】図２５はこの出願に係る装置の第４の実施
の形態を示すフロー・チャートである。

【０１４４】第４の実施の形態においては、適応制御系
が不安定にならないように、検出空燃比KACTの特性に不
感帯を設けた。即ち、ＳＴＲコントローラは検出空燃比
KACTが目標空燃比KCMDに一致するように動作するため、
ＳＴＲコントローラに入力する検出空燃比KACTが目標空
燃比KCMDに一致していれば、適応パラメータはほとんど
変化しない。そこで、検出空燃比KACTがセンサノイズな
どの微小な外乱から微小に変動するとき、それによって
適応制御系がその微小な外乱などに影響されて不要な過
補正を行うことがないように、図２６に示す如く、検出
空燃比KACTの特性に、目標空燃比KCMDの付近に不感帯を
設けた。詳しくはKCMD−βからKCMD＋αの範囲において
は検出空燃比KACTの値が同一である如くした。

【０１４５】図２５フロー・チャートを参照して説明す
ると、Ｓ５００で検出空燃比KACTを下限の所定値KCMD−
βと比較し、それ以上と判断されるときはＳ５０２に進
んで検出空燃比KACTを上限の所定値KCMD＋αと比較す
る。Ｓ５０２で検出空燃比が所定値KCMD＋α以下と判断
されるときはＳ５０４に進んで検出空燃比KACTを所定の
値、例えば目標空燃比KCMDとする。尚、Ｓ５００で検出
空燃比KACTが下限の所定値KCMD−βを下回ると判断され
るとき、ないしはＳ５０２で検出空燃比KACTが上限の所
定値KCMD＋αを上回ると判断されるときは、直ちにプロ
グラムを終了する。従って、その場合は検出値をそのま
ま検出空燃比KACTとすることになる。以上の処理によ
り、図２６に示す如く、検出空燃比KACTの特性に、目標
空燃比KCMDの付近で不感帯を設けることができる。

【０１４６】第４の実施の形態は上記の如く構成したの
で、例えば検出空燃比KACTが微小に変動するときも、Ｓ
ＴＲコントローラはその影響を受けることなく、安定に
動作することができ、よって良好な制御結果を得ること
ができる。尚、Ｓ５０２において目標空燃比KCMDを検出
空燃比としたが、それ以外のKCMD−βからKCMD＋αの範
囲の適宜な値としても良い。

【０１４７】図２７はこの出願に係る装置の第５の実施
の形態を示すフロー・チャートである。

【０１４８】第５の実施の形態は第４の実施の形態と同
様に適応制御系の不安定化を防止するものであり、同定
誤差信号ｅアスタリスクに上下限リミッタを設けて安定
した適応パラメータを得るようにした。

【０１４９】即ち、数８から明らかな如く、同定誤差信
号ｅアスタリスクの値をある一定以内の範囲に制限する
ことで、適応パラメータθハットの変化速度を制限する
ことができる。それによって、適応パラメータθハット
(k) の最適値に対するオーバーシュートを防止すること
ができ、結果的に適応制御系を安定に動作させて、良好
な制御結果を得ることができるからである。

【０１５０】図２７フロー・チャートに従って説明する
と、先ずＳ６００で算出した同定誤差信号ｅアスタリス
ク(k) を上限値ａ（図２８に示す）と比較し、それを超
えていると判断されるときはＳ６０２に進んで所定値、
例えば上限値ａを同定誤差信号ｅアスタリスク(k) とす
る。他方、Ｓ６００で同定誤差信号ｅアスタリスク(k)
が上限値ａ以下と判断されるときはＳ６０４に進んで算
出した同定誤差信号ｅアスタリスク(k) を下限値ｂ（図
２８に示す）と比較し、それ未満と判断されるときはＳ
６０６に進んで第２の所定値、例えば下限値ｂを同定誤
差信号ｅアスタリスク(k) とする。尚、Ｓ６０４で同定
誤差信号ｅアスタリスク(k) が下限値ｂ以上と判断され
るときは、直ちにプログラムを終了する。従って、その
場合は同定誤差信号ｅアスタリスク(k) は算出値のまま
とする。

【０１５１】第５の実施の形態は上記の如く構成したの
で、同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の値をある一定以
内の範囲に制限することで、適応パラメータθハット
(k) の変化速度を制限することができる。それによっ
て、適応パラメータθハット(k)の最適値に対するオー
バーシュートを防止することができ、適応制御系を安定
に動作させて、良好な制御結果を得ることができる。

【０１５２】尚、Ｓ６０２ないしＳ６０６において同定
誤差信号ｅアスタリスク(k) の値を上下限値としたが、
上下限値の間の適宜な値としても良く、あるいは上下限
値付近の適宜な値としても良い。

【０１５３】図２９はこの出願に係る装置の第６の実施
の形態を示すフロー・チャートである。

【０１５４】第６の実施の形態では、第１の実施の形態
に示したＳＴＲコントローラにおいて、適応パラメータ
θハットを決定する同定誤差信号ｅアスタリスクの、数
１０の算出式の分母に用いる定数１を可変とすること
で、その変化速度を安定させ、制御性を向上させるよう
にした。

【０１５５】この第６の実施の形態は、パラメータ調整
機構で演算に用いる中間変数の変化範囲を制限して図示
の如き適応制御を低レベルの車載マイクロコンピュータ
で実現させる技術を前提とする。それについては本出願
人が先に提案した特開平６−１６１，５１１号公報に記
載されているので、説明は省略する。

【０１５６】即ち、理論式ではこの同定誤差信号ｅアス
タリスク(k) は、数１０のように算出される。今、ζ
(k) およびｙ(k) に１／１０（以下ｊとする）を乗算し
てパラメータ調整機構に入力するとし、その分母に注目
すると、数２８のようになる（ゲイン行列Γ(k-1) は固
定ゲインの場合、一定となる）。

【０１５７】

【数２８】

【０１５８】ここで、右項はζ(k) ，ｙ(k) に乗算する
係数の自乗となり、この係数が１以下の小さい値の場合
（例の場合は１／１０² ＝１／１００）、左項＝１に比
べて極端に小さくなってしまう。このため、右項がどの
ように変化しても同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の分
母は１に近い値となり、係数を乗算する前と同定誤差信
号ｅアスタリスク(k) の変化速度が変わってしまう。こ
の問題を解決するために、左項を１以外の値にすれば良
い。目安としては、上記の係数をｊとすると、ｊ² とお
けば、係数ｊを乗算する前と同じ変化速度とすることが
できる。

【０１５９】逆に、同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の
変化速度は適応パラメータθハット(k) の変化（収束）
速度に比例するため、即ち、θ(k) は数８を用いて算出
されるため、ｊ² 以外の値を持たせることにより、適応
パラメータθハット(k) の変化速度を変更することがで
きる。よって、数２９に示す同定誤差信号ｅアスタリス
ク(k) の分母の演算式において、式中のｉが１以外の値
をとる、即ち、ｉ≠１の値をとるようにした。

【０１６０】

【数２９】

【０１６１】図２９フロー・チャートを参照して説明す
ると、先ずＳ７００で同定誤差信号ｅアスタリスク(k)
による適応パラメータθハット(k) の変化（収束）速度
を可変とする動作を行うか否か判断し、肯定されるとき
はＳ７０２に進んでｉを１以外の値、より具体的には検
出した機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから図３０にそ
の特性を示すマップを検索してｉを求める。他方、Ｓ７
００で否定されるときはＳ７０４に進んでｉをｊ² とお
いて、係数ｊを乗算する前と同じ変化速度とする。尚、
ｊは定数なので、図３０に示すマップ特性において、ｉ
の値はｊ² を考慮した値、例えばｉ＝ｊ² ×０．５ない
しｉ＝ｊ² ×２などと設定する。

【０１６２】具体的には、ｊは通常１より小さい値に設
定するが、例えばｊ＝１／１０とすると、Ｓ７００で否
定される場合にはｉ＝ｊ² ＝１／１００となる。よっ
て、Ｓ７００で肯定される場合でも、ｉ＝１／１００を
中心に、例えば１／５０〜１／２００の間となるように
図３０においてｉマップ値を設定する。このとき、ｉが
小さい（例えば１／２００）ほど、適応パラメータθハ
ット(k) の変化（収束）速度は大きくなり、ｉが大きい
（例えば１／５０）ほど、適応パラメータθハット(k)
の変化（収束）速度は小さくなる。従って、図３０にお
いてｉマップ値は、より具体的には、高回転で高負荷状
態では大きく（例えば１／５０）、低回転で低負荷では
小さく（例えば１／２００）なるように設定する。

【０１６３】第６の実施の形態は上記の如く構成したの
で、適応パラメータθハットを決定する同定誤差信号ｅ
アスタリスクの定数を可変にすることで、入力に対する
係数との調和がとれて適応パラメータθハットの変化速
度が安定し、良好な制御性を達成することができる。

【０１６４】尚、第６の実施の形態においては第１の実
施の形態で用いたＳＴＲコントローラを例にとったが、
適応制御器は第１の実施の形態に図示のものに限られる
のではなく、ランダウらの調整則に基づいて動作するも
のであれば、ＭＲＡＣＳ型の適応制御器も含めて全て妥
当する。

【０１６５】図３１フロー・チャートはこの出願に係る
装置の第７の実施の形態を示すフロー・チャートであ
る。

【０１６６】第７の実施の形態においては、第１の実施
の形態に示したパラメータ調整機構とＳＴＲコントロー
ラの制御サイクルについて、それらの制御サイクルを可
変とすると共に、運転状態、具体的には機関回転数に応
じて制御サイクルを決定するようにした。即ち、適応制
御器のパラメータ調整機構もしくはコントローラの制御
周期を運転状態に応じて可変にすることで、演算負荷を
可能な限り低減して高回転時など演算時間が少ない運転
状態においても適応制御を行うことを可能とし、良好な
制御性を実現するようにした。

【０１６７】図３１フロー・チャートを参照して説明す
ると、先ずＳ８００で検出した機関回転数Ｎｅを所定値
Ｎep1 と比較し、検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎep
1 未満と判断されるときはＳ８０２に進んで検出した機
関回転数Ｎｅを別の所定値Ｎec1 と比較する。そしてＳ
８０２で検出した機関回転数Ｎｅが別の所定値Ｎec1未
満と判断されるときはＳ８０４に進んでパラメータ調整
機構（図３１でＰと略称）とＳＴＲコントローラ（図３
１でＣと略称）の制御周期はＴＤＣごととする。

【０１６８】図３２は図３１フロー・チャートの動作の
説明図であり、図示の如く所定値Ｎep1,Ｎec1 が比較的
低い回転域にあるときは演算時間に余裕があることか
ら、制御精度を優先させてパラメータ調整機構とＳＴＲ
コントローラとも、図８および図９に示す如く、全ＴＤ
Ｃごとに動作させる。

【０１６９】図３１においてＳ８０２で検出した機関回
転数Ｎｅが所定値Ｎec1 を超えると判断されるときはＳ
８０６に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec2
と比較し、それ未満と判断されるときはＳ８０８に進ん
でパラメータ調整機構はＴＤＣごとに、ＳＴＲコントロ
ーラは２ＴＤＣごとに動作させる。他方、Ｓ８０６で検
出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec2 以上と判断される
ときはＳ８１０に進んでパラメータ調整機構はＴＤＣご
とに、ＳＴＲコントローラは４ＴＤＣごとに動作させ
る。

【０１７０】また、Ｓ８００で検出した機関回転数Ｎｅ
を所定値Ｎep1 以上と判断されるときはＳ８１２に進ん
で検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎep2 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはＳ８１４に進んで検出した機
関回転数Ｎｅを所定値Ｎec3と比較し、そこで検出した
機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec3 未満と判断されるときは
Ｓ８１６に進んでパラメータ調整機構は２ＴＤＣごと
に、ＳＴＲコントローラはＴＤＣごとに動作させる。

【０１７１】他方、Ｓ８１４で検出した機関回転数Ｎｅ
が所定値Ｎec3 以上と判断されるときはＳ８１８に進ん
で検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec4 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはＳ８２０に進んでパラメータ
調整機構もＳＴＲコントローラは２ＴＤＣごとに動作さ
せる。また、Ｓ８１８で検出した機関回転数Ｎｅが所定
値Ｎec4 以上と判断されるときはＳ８２２に進んでパラ
メータ調整機構は２ＴＤＣごとに、ＳＴＲコントローラ
は４ＴＤＣごとに動作させる。

【０１７２】更に、Ｓ８１２で検出した機関回転数Ｎｅ
が所定値Ｎep2 以上と判断されるときはＳ８２４に進ん
で検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎep3 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはＳ８２６に進んで検出した機
関回転数Ｎｅを所定値Ｎec5と比較し、そこで検出した
機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec5 未満と判断されるときは
Ｓ８２８に進んでパラメータ調整機構は４ＴＤＣごと
に、コントローラはＴＤＣごとに動作させる（図１６に
示す）。

【０１７３】他方、Ｓ８２６で検出した機関回転数Ｎｅ
が所定値Ｎec5 以上と判断されるときはＳ８３０に進ん
で検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec6 と比較し、そ
れ未満と判断されるときはＳ８３２に進んでパラメータ
調整機構は４ＴＤＣごとに、ＳＴＲコントローラは２Ｔ
ＤＣごとに動作させると共に、Ｓ８３０で検出した機関
回転数Ｎｅが所定値Ｎec6 以上と判断されるときはＳ８
３４に進んでパラメータ調整機構もＳＴＲコントローラ
も４ＴＤＣごとに動作させる（図１７に示す）。尚、Ｓ
８２４で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎep3 以上と
判断されるときはＳ８３６に進んで適応制御器ＳＴＲを
停止させる。

【０１７４】第７の実施の形態は上記の如く、機関回転
数に応じて適応制御器のパラメータ調整機構とＳＴＲコ
ントローラの制御サイクルを決定するようにしたので、
演算負荷を可能な限り低減して高回転時など演算時間が
少ない運転状態においても適応制御を行うことを可能と
し、良好な制御性を実現することができる。

【０１７５】尚、上記で、図３２に示す適応制御器ＳＴ
Ｒの作動状態は１〜１０（図では丸付き数字で示す）の
全て備える必要はなく、機関や制御ユニット構成のＣＰ
Ｕの能力に応じて適宜選択しても良い。例えば、１，
３，５，９，１０、ないし１，３，６，９，１０、ない
し１，７，９，１０、ないし１，１０、ないし１，４，
７，１０などと選択しても良い。

【０１７６】更に、運転状態として機関回転数を使用し
たが、それに限られるものではなく、機関負荷も加味し
て決定しても良い。その場合は、例えば高負荷状態にお
いては適応パラメータθハットの変化が少ないため、パ
ラメータ調整機構を４ＴＤＣごとに処理することも考え
られよう。

【０１７７】図３３はこの出願に係る装置の第８の実施
の形態を示す、図１１と同様のフィードバック補正係数
KSTRなどの平均値の演算作業を示すサブルーチン・フロ
ー・チャートである。

【０１７８】第１の実施の形態の場合には特定気筒の排
気空燃比の影響を避けるために、原則的にフィードバッ
ク補正係数KSTRを決定する要素について平均値を求める
ようにすると共に、所定の運転状態、即ち、アイドル状
態では平均値の算出を中止するようにした。

【０１７９】第８の実施の形態は第１の実施の形態と対
照的に、原則的に平均値を算出しないと共に、所定の運
転状態、具体的には排気還流（ＥＧＲ）実行時のみ、平
均値を算出するようにした。

【０１８０】これについて説明すると、前記した排気還
流機構において排気ガスが還流されるとき、運転状態に
よっては、排気ガスが４気筒に均等に導入されずに、例
えば還流口１２１ｂに近い気筒に多量の排気ガスが吸入
され、遠い気筒には僅かの量しか吸入されない状態が起
こる可能性がある。従って、そのような場合には、ＴＤ
Ｃごとに検出する空燃比KACT(k) は、特定気筒の影響を
大きく受けることになり、その検出空燃比KACT(k) を用
いると、その気筒の当量比のみを目標空燃比に合わせよ
うとして全気筒の制御値がその気筒のずれ分だけオフセ
ットし、他気筒の空燃比がずれてしまう。従って、それ
を回避するために、図示の如く、平均値を求めることが
望ましい。

【０１８１】図３３に従って説明すると、Ｓ９００でＥ
ＧＲ（排気還流制御）が実行されているか否か判断し、
肯定されるときＳ９０２以降に進んで図１１に関して第
１の実施の形態で述べたと同様にKACTAVE などの平均値
を求める。他方、Ｓ９００で否定されたときはＳ９１２
以降に進み、図１１に関して第１の実施の形態で述べた
と同様の処理を行う。

【０１８２】第８の実施の形態は上記の如く構成したの
で、排気ガスが還流されるときも特定気筒の影響を大き
く受けることがなく、制御性が向上する。

【０１８３】図３４はこの出願に係る装置の第９の実施
の形態を示す、図３３と同様のフィードバック補正係数
KSTRなどの平均値の演算作業を示すサブルーチン・フロ
ー・チャートである。

【０１８４】排気還流実行時と同様に、キャニスタ・パ
ージが実行されてガスが供給されるとき、運転状態によ
っては、ガスが気筒に均一に導入されない場合が生じて
第８の実施の形態で述べたと同様の問題が生じ得る。第
９の実施の形態はそれに対処した。

【０１８５】図３４に従って説明すると、Ｓ１０００で
キャニスタ・パージが実行されているか否か判断し、肯
定されるときＳ１００２以降に進んで図１１に関して第
１の実施の形態で述べたと同様にKACTAVE などの平均値
を求める。他方、Ｓ１０００で否定されたときはＳ１０
１２以降に進み、図９に関して第１の実施の形態で述べ
たと同様の処理を行う。

【０１８６】第９の実施の形態は上記の如く構成したの
で、キャニスタ・パージが実行されるときも特定気筒の
影響を大きく受けることがなく、制御性が向上する。

【０１８７】尚、図示はしないが、その他にも大気圧Ｐ
ａが低い場合、即ち、高地に位置するとき、あるいは低
水温時、あるいはリーンバーン運転時など、燃焼が不安
定な状態にあるときは、同様に平均値を求めるが望まし
く、それによって制御性を向上させることができる。

【０１８８】図３５および図３６はこの出願に係る装置
の第１０の実施の形態を示すフロー・チャートおよびブ
ロック図である。

【０１８９】図３６を先に参照して説明すると、第１０
の実施の形態の場合、第１の実施の形態の構成にＰＩＤ
制御則からなる排気系集合部当量比のフィードバックル
ープ（補正係数KLAF）を除くと共に、同様のＰＩＤ制御
則からなる気筒別のフィードバックループ（補正係数＃
nKLAF ）を挿入した。

【０１９０】即ち、排気系集合部に配置した単一の空燃
比センサ出力から、上述の本出願人が先に特開平５−１
８００４０号公報で提案したオブザーバを用いて各気筒
の空燃比＃ｎＡ／Ｆ（ｎ：気筒）を推定し、その推定値
と所定の気筒別空燃比Ｆ／Ｂの目標値との偏差に応じて
ＰＩＤ制御則を用いて気筒毎のフィードバック補正係数
＃nKLAF を求め、出力燃料噴射量Ｔout を乗算補正する
ようにした。

【０１９１】より具体的には、気筒毎のフィードバック
補正係数＃nKLAF は、集合部空燃比を気筒毎のフィード
バック補正係数＃nKLAF の平均値の前回演算値で除算し
て求めた値（これを上記の如く「気筒別空燃比Ｆ／Ｂの
目標値」と言う。従って、これは目標空燃比KCMDとは異
なる値である）とオブザーバ推定空燃比＃ｎＡ／Ｆとの
偏差を解消するように、ＰＩＤ制御則を利用して求め
る。尚、その詳細は、本出願人が別途提案した特願平５
−２５１，１３８号に示されているので、説明を省略す
る。また、付着補正補償器の図示は省略した。

【０１９２】更に、第１０の実施の形態においては、Ｌ
ＡＦセンサ出力を適宜なタイミングでサンプリングする
サンプリングブロック（図中にＳel-VOBSVと示す）を設
けると共に、ＳＴＲコントローラについても同種のサン
プリングブロック（図中にＳel-VSTR と示す）を設け
た。

【０１９３】ここで、それらのサンプリングブロックお
よびオブザーバについて説明する。尚、そのサンプリン
グ動作ブロックを図３６で「Ｓel-VOBSV」と示す。

【０１９４】内燃機関において排気ガスは排気行程で排
出されることから、多気筒内燃機関の排気系集合部にお
いて空燃比の挙動をみると、明らかにＴＤＣに同期して
いる。従って、内燃機関の排気系に前記した広域空燃比
センサを設けて空燃比をサンプリングするときもＴＤＣ
に同期して行う必要があるが、検出出力を処理する制御
ユニット（ＥＣＵ）のサンプルタイミングによっては空
燃比の挙動を正確に捉えられない場合が生じる。即ち、
例えば、ＴＤＣに対して排気系集合部の空燃比が図３７
のようであるとき、制御ユニットで認識する空燃比は図
３８に示す如く、サンプルタイミングによっては全く違
った値となる。この場合、実際の空燃比センサの出力変
化を可能な限り正確に把握できる位置でサンプリングす
るのが望ましい。

【０１９５】更に、空燃比の変化は排気ガスのセンサま
での到達時間やセンサの反応時間によっても相違する。
その中、センサまでの到達時間は排気ガス圧力、排気ガ
スボリュームなどに依存して変化する。更に、ＴＤＣに
同期してサンプリングすることはクランク角度に基づい
てサンプリングすることになるので、必然的に機関回転
数の影響を受けざるを得ない。このように、空燃比の検
出は機関の運転状態に依存するところが大きい。そのた
めに例えば特開平１−３１３，６４４号公報記載の技術
においては所定クランク角度毎に検出の適否を判定して
いるが、構成が複雑であって演算時間が長くなるため高
回転域では対応しきれなくなる恐れがあると共に、検出
を決定した時点で空燃比センサの出力の変局点を徒過し
てしまう不都合も生じる。

【０１９６】図３９は、そのＬＡＦセンサのサンプリン
グ動作を示すフロー・チャートであるが、空燃比の検出
精度は特に前記したオブザーバの推定精度と密接な関連
を有するので、同図の説明に入る前に、ここでオブザー
バによる空燃比推定について簡単に説明する。

【０１９７】先ず、１個のＬＡＦセンサの出力から各気
筒の空燃比を精度良く分離抽出するためには、ＬＡＦセ
ンサの検出応答遅れを正確に解明する必要がある。そこ
で、とりあえずこの遅れを１次遅れ系と擬似的にモデル
化し、図４０に示す如きモデルを作成した。ここでＬＡ
Ｆ：ＬＡＦセンサ出力、Ａ／Ｆ：入力Ａ／Ｆ、とする
と、その状態方程式は下記の数３０で示すことができ
る。

【０１９８】

【数３０】

【０１９９】これを周期ΔＴで離散化すると、数３１で
示すようになる。図４１は数３１をブロック線図で表し
たものである。

【０２００】

【数３１】

【０２０１】従って、数３１を用いることによってセン
サ出力より真の空燃比を求めることができる。即ち、数
３１を変形すれば数３２に示すようになるので、時刻ｋ
のときの値から時刻ｋ−１のときの値を数３３のように
逆算することができる。

【０２０２】

【数３２】

【０２０３】

【数３３】

【０２０４】具体的には数３１をＺ変換を用いて伝達関
数で示せば数３４の如くになるので、その逆伝達関数を
今回のＬＡＦセンサ出力ＬＡＦに乗じることによって前
回の入力空燃比をリアルタイムに推定することができ
る。図４２にそのリアルタイムのＡ／Ｆ推定器のブロッ
ク線図を示す。

【０２０５】

【数３４】

【０２０６】続いて、上記の如く求めた真の空燃比に基
づいて各気筒の空燃比を分離抽出する手法について説明
すると、先願でも述べたように、排気系の集合部の空燃
比を各気筒の空燃比の時間的な寄与度を考慮した加重平
均であると考え、時刻ｋのときの値を、数３５のように
表した。尚、Ｆ（燃料量）を制御量としたため、ここで
は『燃空比Ｆ／Ａ』を用いているが、後の説明において
は理解の便宜のため、支障ない限り「空燃比」を用い
る。尚、空燃比（ないしは燃空比）は、先に数３４で求
めた応答遅れを補正した真の値を意味する。

【０２０７】

【数３５】

【０２０８】即ち、集合部の空燃比は、気筒ごとの過去
の燃焼履歴に重みＣｎ（例えば直近に燃焼した気筒は４
０％、その前が３０％．．．など）を乗じたものの合算
で表した。このモデルをブロック線図であらわすと、図
４３のようになる。

【０２０９】また、その状態方程式は数３６のようにな
る。

【０２１０】

【数３６】

【０２１１】また集合部の空燃比をｙ（ｋ）とおくと、
出力方程式は数３７のように表すことができる。

【０２１２】

【数３７】

【０２１３】上記において、ｕ（ｋ）は観測不可能のた
め、この状態方程式からオブザーバを設計してもｘ
（ｋ）は観測することができない。そこで４ＴＤＣ前
（即ち、同一気筒）の空燃比は急激に変化しない定常運
転状態にあると仮定してｘ（ｋ＋１）＝ｘ（ｋ−３）と
すると、数３８のようになる。

【０２１４】

【数３８】

【０２１５】ここで、上記の如く求めたモデルについて
シミュレーション結果を示す。図４４は４気筒内燃機関
について３気筒の空燃比を１４．７：１にし、１気筒だ
け１２．０：１にして燃料を供給した場合を示す。図４
５はそのときの集合部の空燃比を上記モデルで求めたも
のを示す。同図においてはステップ状の出力が得られて
いるが、ここで更にＬＡＦセンサの応答遅れを考慮する
と、センサ出力は図４６に「モデル出力値」と示すよう
になまされた波形となる。図中「実測値」は同じ場合の
ＬＡＦセンサ出力の実測値であるが、これと比較し、上
記モデルが多気筒内燃機関の排気系を良くモデル化して
いることを検証している。

【０２１６】よって、数３９で示される状態方程式と出
力方程式にてｘ（ｋ）を観察する通常のカルマンフィル
タの問題に帰着する。その荷重行列Ｑ，Ｒを数４０のよ
うにおいてリカッチの方程式を解くと、ゲイン行列Ｋは
数４１のようになる。

【０２１７】

【数３９】

【０２１８】

【数４０】

【０２１９】

【数４１】

【０２２０】これよりＡ−ＫＣを求めると、数４２のよ
うになる。

【０２２１】

【数４２】

【０２２２】一般的なオブザーバの構成は図４７に示さ
れるようになるが、今回のモデルでは入力ｕ（ｋ）がな
いので、図４８に示すようにｙ（ｋ）のみを入力とする
構成となり、これを数式で表すと数４３のようになる。

【０２２３】

【数４３】

【０２２４】ここでｙ（ｋ）を入力とするオブザーバ、
即ちカルマンフィルタのシステム行列は数４４のように
表される。

【０２２５】

【数４４】

【０２２６】今回のモデルで、リカッチ方程式の荷重配
分Ｒの要素：Ｑの要素＝１：１のとき、カルマンフィル
タのシステム行列Ｓは、数４５で与えられる。

【０２２７】

【数４５】

【０２２８】図４９に上記したモデルとオブザーバを組
み合わせたものを示す。シミュレーション結果は先の出
願に示されているので省略するが、これにより集合部空
燃比より各気筒の空燃比を的確に抽出することができ
る。

【０２２９】オブザーバによって集合部空燃比より各気
筒空燃比を推定することができたことから、ＰＩＤなど
の制御則を用いて空燃比を気筒別に制御することが可能
となる。具体的には図３６のオブザーバによるフィード
バック部分のみ抽出した図５０に示すように、センサ出
力（集合部空燃比）と目標空燃比とからＰＩＤ制御則を
用いて集合部フィードバック補正係数KLAFを求めると共
に、オブザーバ推定値＃nA/Fから気筒毎のフィードバッ
ク補正係数＃nKLAF （ｎ：気筒）を求める。

【０２３０】気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF
はより具体的には、集合部空燃比を気筒毎のフィードバ
ック補正係数＃nKLAF の全気筒についての平均値の前回
演算値で除算して求めた目標値とオブザーバ推定値＃nA
/Fとの偏差を解消するようにＰＩＤ則を用いて求める。

【０２３１】これにより、各気筒の空燃比は集合部空燃
比に収束し、集合部空燃比は目標空燃比に収束すること
となって、結果的に全ての気筒の空燃比が目標空燃比に
収束する。ここで、各気筒の燃料噴射量＃ｎＴout （イ
ンジェクタの開弁時間で規定される）は、 ＃ｎＴout ＝Ｔcyl ×＃nKLAF ×KLAF で求められる。

【０２３２】ここで、図３９フロー・チャートに戻って
ＬＡＦセンサ出力のサンプリングを説明する。尚、この
プログラムはＴＤＣ位置で起動される。

【０２３３】図３９フロー・チャートを参照して以下説
明する。先ずＳ１２００において機関回転数Ｎｅ、吸気
圧力Ｐｂ、バルブタイミングV/T を読み出し、Ｓ１２０
４，Ｓ１２０６に進んでＨｉV/T ないしＬｏV/T 用のタ
イミングマップ（後述）を検索し、Ｓ１２０８に進んで
ＨｉないしＬｏバルブタイミング用のオブザーバ演算に
用いるセンサ出力のサンプリングを行う。具体的には、
機関回転数Ｎｅおよび吸気圧力Ｐｂからタイミングマッ
プを検索して前記した１２個のバッファのいずれかをそ
のＮｏ．で選択し、そこに記憶されているサンプリング
値を選択する。

【０２３４】図５１はそのタイミングマップの特性を示
す説明図であり、図示の如く特性は、機関回転数Ｎｅが
低くないしは吸気圧力（負荷）Ｐｂが高いほど早いクラ
ンク角度でサンプリングされた値を選択するように設定
される。ここで、「早い」とは前のＴＤＣ位置により近
い位置でサンプリングされた値（換言すれば古い値）を
意味する。逆に、機関回転数Ｎｅが高くないしは吸気圧
力Ｐｂが低いほど遅いクランク角度、即ち、後のＴＤＣ
位置に近いクランク角度でサンプリングされた値（換言
すれば新しい値）を選択するように設定する。

【０２３５】即ち、ＬＡＦセンサ出力は図３８に示した
ように、実際の空燃比の変局点に可能な限り近い位置で
サンプリングするのが最良であるが、その変局点、例え
ば最初のピーク値は、センサの反応時間を一定と仮定す
れば、図５２に示すように、機関回転数が低くなるほど
早いクランク角度で生じる。また、負荷が高いほど排気
ガス圧力や排気ガスボリュームが増加し、従って排気ガ
スの流速が増してセンサへの到達時間が早まるものと予
想される。その意味から、サンプルタイミングを図５１
に示すように設定した。

【０２３６】更に、バルブタイミングに関しては、機関
回転数の任意の値Ｎe1をＬｏ側についてＮe1-Lo 、Ｈｉ
側についてＮe-Hiとし、吸気圧力についてもその任意の
値をＬｏ側についてＰb1-LO 、Ｈｉ側についてＰb1-Hi
とすると、マップ特性は、 Ｐb1-Lo ＞Ｐb1-Hi Ｎe1-Lo ＞Ｎe1-Hi とする。即ち、ＨｉV/T にあっては排気弁の開き時点が
ＬｏV/T のそれより早いため、機関回転数ないし吸気圧
力の値が同一であれば、早期のサンプリング値を選択す
るように、マップ特性が設定される。

【０２３７】次いでＳ１２１０に進んでオブザーバ行列
の演算をＨｉV/T について行い、続いてＳ１２１２に進
んで同様の演算をＬｏV/T について行う。続いてＳ１２
１４に進んで再びバルブタイミングを判断し、判断結果
に応じてＳ１２１６，Ｓ１２１８に進んで演算結果を選
択して終わる。

【０２３８】即ち、バルブタイミングの切り換えに伴っ
て空燃比の集合部の挙動も変わるため、オブザーバ行列
を変更する必要が生じる。しかし、各気筒の空燃比の推
定は瞬時に行えるものではなく、各気筒の空燃比推定演
算が収束し終わるまでに演算数回を要するため、バルブ
タイミングの変更前のオブザーバ行列を用いた演算と変
更後のオブザーバ行列を用いた演算とをオーバーラップ
して行っておき、もしバルブタイミングの変更が行われ
たとしても、Ｓ１２１４で変更後のバルブタイミングに
応じて選択できるようにした。尚、各気筒が推定された
後は、先に述べたように、目標値との偏差を解消するよ
うにフィードバック補正係数が求められて噴射量が決定
される。

【０２３９】この構成により、空燃比の検出精度を向上
させることができる。即ち、図５３に示す如く、比較的
短い間隔でサンプリングすることから、サンプリング値
はセンサ出力をほぼ忠実に反映すると共に、その比較的
短い間隔でサンプリングされた値をバッファ群に順次記
憶しておき、機関回転数と吸気圧力（負荷）に応じてセ
ンサ出力の変局点を予測してバッファ群の中からそれに
対応する値を所定クランク角度において選択するように
した。この後、オブザーバ演算が行われて各気筒空燃比
が推定され、図５０で説明したように、空燃比の気筒別
のフィードバック制御も可能となる。

【０２４０】従って、図５３下部に示すように、ＣＰＵ
コア７０はセンサ出力の最大値と最小値を正確に認識す
ることができる。従って、この構成により前記したオブ
ザーバを用いて各気筒の空燃比を推定するときも、実際
の空燃比の挙動に近似する値を使用することができてオ
ブザーバの推定精度が向上し、結果として図５０に関し
て述べた気筒別の空燃比フィードバック制御を行うとき
の精度も向上する。尚、その詳細は本出願人が先に提案
した特願平６−２４３，２７７号に詳細に記載されてい
るので、これ以上の説明は省略する。

【０２４１】上記は、ＬＡＦセンサ出力についてオブザ
ーバが行うサンプリング動作（図３６にSel-VOBSV と示
す）であるが、ＳＴＲコントローラも同様のサンプリン
グ動作（図３６にSel-VSTRと示す）も行う。

【０２４２】即ち、このSel-VSTRもＳel-VOBSVで行った
と同様の手順、つまり図３９と同様なフロー・チャート
に示す手順に従って求められる。Sel-VOBSV はオブザー
バによる気筒別の空燃比推定に対して最も好都合のタイ
ミング（例えば前述のオブザーバの重み係数Ｃがモデル
に対して最適となるタイミング）で空燃比を検出するの
に対し、Sel-VSTRはＳＴＲを作動させるのに最も好都合
のタイミング（例えば直近の排気行程の気筒の影響を最
も受ける空燃比の検出タイミング）になるように、Sel-
VOBSV で示した図５１と同様のマップを用いて空燃比を
検出する。

【０２４３】上記を前提として図３５フロー・チャート
を参照して第１０の実施の形態を説明すると、第１の実
施の形態と同様のステップＳ１１００ないしＳ１１１０
を経てＳ１１１２に進み、そこでＳel-VSTR によるＬＡ
Ｆセンサ出力のサンプリング、即ち、空燃比KACT(k) を
検出する。次いでＳ１１１４に進んで第１の実施の形態
と同様にフィードバック補正係数KSTRを演算する。より
具体的には第１の実施の形態で使用した図１１フロー・
チャートを用いて行う。

【０２４４】続いてＳ１１１６，Ｓ１１１８に進んで要
求燃料噴射量Ｔcyl(k)と出力燃料噴射量Ｔout(k)とを求
め、Ｓ１１２０に進んでＳel-VOBSVによるＬＡＦセンサ
出力のサンプリング、即ち、当量比KACT(k) を検出す
る。次いでＳ１１２２に進んで前記したオブザーバを介
して各気筒の空燃比＃nA/Fを推定し、Ｓ１１２４に進ん
で気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF を演算し、
Ｓ１１２６に進んで前回値との加重平均値などからその
学習値＃nKLAFstyを求め、Ｓ１１２８に進んで出力燃料
噴射量Ｔout を気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLA
F で乗算補正して当該気筒の出力噴射量＃ｎＴout と
し、Ｓ１１３０に進んで吸気管壁面付着補正を行い、Ｓ
１１３２に進んで出力する。

【０２４５】尚、Ｓ１１０８ないしＳ１１１０で否定さ
れたときはＳ１１３４に進んで図示の如く要求燃料噴射
量Ｔcyl(k)を求め、Ｓ１１３６に進んで気筒毎のフィー
ドバック補正係数＃nKLAFstyの学習値を読み出し、Ｓ１
１３８に進んで学習値を補正係数＃nKLAF とする。ま
た、Ｓ１１０４でフューエルカットと判断されるときは
Ｓ１１４４を経てＳ１１４６に進んで行列演算を停止す
ると共に、Ｓ１１４８に進んで気筒毎のフィードバック
補正係数は前回値とする。残余のステップは第１の実施
の形態と異ならない。

【０２４６】第１０の実施の形態においては上記の如く
構成したことから、第１の実施の形態と同様に、適応パ
ラメータを演算しながら、パラメータ調整機構への入力
は燃焼サイクル同期となるため、パラメータ調整機構の
演算負荷が大幅に低減され、制御性を確保しつつ実機へ
の適応制御器の使用が可能となると同時に、気筒間バラ
ツキを減少させることも可能となる。

【０２４７】また、第１の実施の形態と同様に、全気筒
について１燃焼サイクル間の空燃比KACTの平均値ないし
は適応パラメータの平均値を求めてパラメータ調整機構
に入力すると共に、ＳＴＲコントローラの出力の平均値
も求めているので、特定気筒の燃焼状態の影響を大きく
受けることがない。

【０２４８】尚、第１０の実施の形態において、第２の
実施の形態と同様に適応パラメータθハットあるいはKS
TRの平均値を求めても良く、あるいは空燃比KACTと適応
パラメータθハットの平均値を共に求めても良いことは
言うまでもない。また、目標空燃比KCMD(k) は、全気筒
で同一の値でも良い。

【０２４９】また、第１０の実施の形態において、第２
の実施の形態、第３の実施の形態、第４の実施の形態、
第５の実施の形態、第６の実施の形態、第７の実施の形
態、第８の実施の形態および第９の実施の形態について
述べた記載は、全て妥当する。

【０２５０】図５４および図５５はこの出願に係る装置
の第１１の実施の形態を示すフロー・チャートおよびブ
ロック図である。

【０２５１】第１１の実施の形態の場合、図５５に示す
ように、ＳＴＲコントローラとパラメータ調整機構とを
燃料噴射量演算系に直列に挿入した。即ち、基本燃料噴
射量Ｔimに第１の実施の形態と同様に、目標空燃比補正
係数KCMDM(k)と各種補正係数KTOTALを乗算して要求燃料
噴射量Ｔcyl(k)を求めた後、補正した要求燃料噴射量Ｔ
cyl(k)をＳＴＲコントローラに入力する。

【０２５２】他方、検出した排気系集合部空燃比から第
１の実施の形態と同様に平均値KACTAVE ないしはθハッ
トAVE を求め、要求燃料噴射量Ｔcyl(k)に対してＳＴＲ
コントローラで動的補正を行い、補正燃料噴射量Ｇfuel
-str(k) を算出する。

【０２５３】同時に、検出した排気系集合部空燃比から
ＰＩＤ制御則を用いて集合部のフィードバック補正係数
KLAFを求めて、要求燃料噴射量Ｔcyl(k)に乗算して補正
燃料噴射量Ｇfuel-KLAF(k)を算出する。

【０２５４】図５５においてＳＴＲコントローラは、実
吸入燃料量（より正確には推定吸入燃料量）Ｇfuel(k)
が目標燃料量Ｔcyl(k)に一致するように適応的に出力燃
料噴射量Ｇfuel-str(k) を算出し、出力燃料噴射量Ｔou
t (k) として内燃機関に供給する。尚、仮想プラントで
の壁面付着補正は本出願人が先に提案した特願平４−２
００３３１号（特開平６−１７６８１号）に詳細に述べ
られており、この発明の要旨もそこにはないので、説明
は省略する。

【０２５５】ここで実吸入燃料量Ｇfuel(k) は、検出さ
れた空気量を検出空燃比で除算して求めることも可能で
あるが、実施の形態の場合には空気量検出器（エアフロ
ーメータ）を備えていないため、目標吸入燃料量（要求
噴射量）Ｔcyl(k)に検出空燃比を乗算するようにした。
これによって空気量を検出して求めるのと等価に実吸入
燃料量を求めることができる。尚、先に述べたように、
この制御においては目標空燃比と検出空燃比を実際は当
量比として表している。

【０２５６】また、目標空燃比が理論空燃比ではない場
合には算出値を更に目標空燃比で除算して実吸入燃料量
を求める。即ち、実吸入燃料量は、目標空燃比が理論空
燃比のときは、 実吸入燃料量＝要求噴射量（目標吸入燃料量）×検出空
燃比（当量比）で求め、目標空燃比が理論空燃比以外の
ときは、 実吸入燃料量＝（要求噴射量（目標吸入燃料量）×検出
空燃比（当量比））／目標空燃比（当量比） で求める。

【０２５７】上記を図５４フロー・チャートを参照して
説明すると、これまでの実施の形態と同様のステップＳ
１３００ないしＳ１３１６を経てＳ１３１８に進み、空
燃比の平均値KACTAVE および適応パラメータθハットの
平均値θハット-AVEを算出する。

【０２５８】続いてＳ１３２０ないしＳ１３２２を経て
Ｓ１３２４に進んで第１の実施の形態と同様に適応制御
系（ＳＴＲコントローラ）の不安定判別を行う。

【０２５９】図５６はその作業を示すサブルーチン・フ
ロー・チャートである。

【０２６０】同図に従って説明すると、先ずＳ１４００
で適応パラメータθハットの各要素を用いてＳＴＲ制御
系の安定性を判別する。

【０２６１】具体的には、ＳＴＲコントローラが算出す
る燃料噴射量Ｇfuel-STR(k) は、数４６のように算出さ
れる。

【０２６２】

【数４６】

【０２６３】ここで、付着補正が正しいと仮定すると、
仮想プラントの伝達関数は、数４７のようになる。

【０２６４】

【数４７】

【０２６５】数４６と数４７とからＴcyl(k)から噴射量
Ｇfuel-STR(k) への伝達関数は、数４８のようになる。

【０２６６】

【数４８】

【０２６７】ここで、ｂ０はゲインを決定するスカラ量
であるため、０あるいは負となり得ないので、数４８の
伝達関数の分母関数ｆ（ｚ）＝ｂ０ｚ³ ＋ｒ１ｚ² ＋ｒ
２ｚ＋ｒ３＋ｓ０は、図１４に示した関数のいずれかに
なる。そこで、実根が単位円内にあるか否かを判別す
る、即ち、図１５に示したように、ｆ（−１）＜０ない
しｆ（１）＞０であるか否かを判別すれば、肯定される
ときは実根が単位円内にあることになるので、それから
系が安定しているか否かを容易に判定することができ
る。

【０２６８】そしてＳ１４０２において上記からＳＴＲ
コントローラ系が不安定か否か判断し、肯定されるとき
はＳ１４０４に進んで適応パラメータθハットを初期値
に戻す。これにより、系の安定を回復することができ
る。続いてＳ１４０６に進んでゲイン行列Γを補正す
る。ゲイン行列Γは収束速度を決定するものであること
から、この補正は収束速度を遅くするように行うもので
あり、それによっても同様に系の安定を回復することが
できる。続いてＳ１４０８に進み、図示の如く、フィー
ドバック補正係数としてＰＩＤ制御則による補正係数KL
AF(k) を用い、補正燃料噴射量Ｇfuel-KLAF を用い、そ
れに加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔout(k)を
決定する。

【０２６９】尚、Ｓ１４０２でＳＴＲコントローラ系が
不安定ではないと判断されるときはＳ１４１０に進ん
で、図示の如く、フィードバック補正係数として適応制
御則による補正係数KSTR(k) を用いた補正燃料噴射量Ｇ
fuel-str(k) を用い、それに加算項TTOTALを加算して出
力燃料噴射量Ｔout(k)を決定する。

【０２７０】図５４フロー・チャートに戻ると、次いで
進んで１３２６に進んで出力燃料噴射量を出力して終わ
る。第１１の実施の形態の場合、空燃比などの平均値の
算出は、従前の実施の形態と異なり、特定気筒の所定ク
ランク角度に限らず、各気筒の所定クランク角度で行う
ようにしても良い。尚、残余の構成は、従前の実施の形
態と相違しない。

【０２７１】第１１の実施の形態においては上記の如く
構成し、第１の実施の形態と同様に、適応パラメータを
演算しながら、パラメータ調整機構への入力は燃焼サイ
クル同期としても良く、その場合はパラメータ調整機構
の演算負荷が大幅に低減され、制御性を確保しつつ実機
への適応制御器の使用が可能となる。また、無駄時間の
短縮により、制御性の向上が可能となる。

【０２７２】また第１１の実施の形態においても全気筒
の制御量の平均値を求めてパラメータ調整機構に入力し
ているので、特定気筒の燃焼状態の影響を大きく受ける
ことがない。

【０２７３】上記の如く、この実施の形態においては、
多気筒内燃機関の燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御
手段と、前記燃料噴射量を操作量として目標値に適応的
に一致させる適応制御器と、および前記適応制御器で用
いる適応パラメータを演算する適応パラメータ調整機構
と、を備えた多気筒内燃機関の燃料噴射制御装置におい
て、前記適応パラメータ調整機構への入力は特定の燃焼
サイクルに基づく空燃比および筒内燃料量の少なくとも
いずれかに応じて行うと共に、前記適応パラメータ調整
機構の前記適応パラメータの演算を前記内燃機関の燃料
制御サイクルに同期させて行うように構成した。

【０２７４】尚、上記第１ないし第１１の実施の形態に
おいて、平均値として単純平均値を示したが、それに限
られるものではなく、加重平均値、移動平均値、加重移
動平均値などでも良い。また、パラメータ調整機構への
入力が同期して行われる１燃焼サイクルの間の平均値を
求めたが、２燃焼サイクル以前の平均値を求めて良く、
或いは１燃焼サイクル未満、例えば２ないし３ＴＤＣ間
の平均値を求めても良い。

【０２７５】Sel-VOBSV とSel-VSTRとを別々に備え、そ
れぞれに最適な空燃比を検出すれば良いことは上述の通
り当然であるが、機関の特性や排気系のレイアウトによ
ってはSel-VOBSV とSel-VSTRとはほとんどの運転領域で
ほぼ同一の検出空燃比を示すことから、このような場合
にはこれらのサンプリング機能を統一して空燃比を検出
し、その出力をオブザーバとＳＴＲの双方の入力に用い
ても良い。例えば、図３６のSel-VOBSV のみとし、その
出力をオブザーバとＳＴＲに利用しても良い。

【０２７６】また、第１の実施の形態などで空燃比とし
て実際には当量比を用いているが、空燃比と当量比とを
別々に定めても良いことは言うまでもない。更に、フィ
ードバック補正係数KSTR, ＃nKLAF, KLAF を乗算項とし
て求めたが、加算値として求めても良い。

【０２７７】また、上記において適応制御器としてＳＴ
Ｒを例にとって説明したが、ＭＲＡＣＳ（モデル規範型
適応制御）を用いても良い。

【０２７８】尚、上記において排気系集合部に設けた単
一の空燃比センサの出力を用いているが、それに限られ
るものではなく、気筒毎に空燃比センサを設けて検出し
た空燃比から気筒ごとに空燃比フィードバック制御を行
っても良い。

【０２７９】

【発明の効果】請求項１項にあっては、行列演算量を低
減して車載コンピュータの負荷を低減することができ、
通例の車載コンピュータでも１ＴＤＣ内に演算を完了す
ることができる。と同時に、ランダウなどの調整則を用
いたパラメータ調整機構を有する適応制御アルゴリズム
を用いてフィードバック補正係数を適応的に算出する場
合、ＴＤＣごとの燃料制御サイクルごとにパラメータ調
整機構を動作させるときも、適応パラメータ調整機構で
使用する入力を燃焼サイクルごとの値とすることによ
り、制御性能の向上を図ることができると共に、無駄時
間を減少させ、内部変数の演算回数を低減させることが
できる。

【０２８０】また、上記で述べた効果に加えて、前記適
応パラメータ調整機構への入力を特定気筒の燃料制御サ
イクルに同期させて演算させることができ、演算時間を
更に短縮させることができ、高回転時にも適応制御を継
続して行うことができる。

【０２８１】請求項２項にあっては、適応パラメータの
演算周期にかかわらず、適応パラメータを受け取ってフ
ィードバック補正係数を算出する適応制御器は、ＴＤＣ
毎などの燃料制御サイクル毎に動作させるように構成し
たことにより、パラメータ調整機構の演算回数を燃焼サ
イクルに１回と言うように減少させた場合でも、燃料制
御サイクル毎にフィードバック補正係数を演算すること
から、常に最適に空燃比をフィードバック制御すること
ができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置を
全体的に示す概略図である。

【図２】図１中の排気還流機構の詳細を示す説明図であ
る。

【図３】図１中のキャニスタ・パージ機構の詳細を示す
説明図である。

【図４】図１中の可変バルブタイミング機構のバルブタ
イミング特性を示す説明図である。

【図５】図１中の制御ユニットの詳細を示すブロック図
である。

【図６】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置の
動作を示すメイン・フロー・チャートである。

【図７】図６フロー・チャートの動作を機能的に示すブ
ロック図である。

【図８】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置で
用いる適応制御器の動作の例を示すタイミング・チャー
トである。

【図９】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置で
用いる適応制御器の動作の別の例を示すタイミング・チ
ャートである。

【図１０】図６ブロック図の構成をＳＴＲコントローラ
と適応パラメータ調整機構とに焦点をおいて書き直した
ブロック図である。

【図１１】図６フロー・チャートの適応制御則によるフ
ィードバック補正係数などの平均値の演算作業を示すサ
ブルーチン・フロー・チャートである。

【図１２】図１１フロー・チャートの演算作業を説明す
るタイミング・チャートである。

【図１３】図６フロー・チャートの適応制御系の不安定
判別を説明するサブルーチン・フロー・チャートであ
る。

【図１４】図１３フロー・チャートの不安定判別を説明
する説明図である。

【図１５】図１３フロー・チャートの不安定判別作業を
説明する図１４と同様の説明図である。

【図１６】図８と同様の適応制御器の動作の別の例を示
すタイミング・チャートである。

【図１７】図８と同様の適応制御器の動作の別の例を示
すタイミング・チャートである。

【図１８】この出願に係る装置の第２の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図１９】図１８フロー・チャートで使用するマップの
特性を示す説明図である。

【図２０】図１８フロー・チャートで使用するテーブル
の特性を示す説明図である。

【図２１】図１８フロー・チャートで使用する図２０と
同様のテーブルの特性を示す説明図である。

【図２２】図１８フロー・チャートで使用する図２０と
同様のテーブルの特性を示す説明図である。

【図２３】図１８フロー・チャートで使用する図２０と
同様のテーブルの特性を示す説明図である。

【図２４】この出願に係る装置の第３の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図２５】この出願に係る装置の第４の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図２６】図２５フロー・チャートで使用する不感帯の
特性を示す説明図である。

【図２７】この出願に係る装置の第５の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図２８】図２７フロー・チャートで使用するリミッタ
の特性を示す説明図である。

【図２９】この出願に係る装置の第６の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図３０】図２９フロー・チャートで使用するマップの
特性を示す説明図である。

【図３１】この出願に係る装置の第７の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図３２】図３１フロー・チャートの作業を説明する説
明図である。

【図３３】この出願に係る装置の第８の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図３４】この出願に係る装置の第９の実施の形態を示
すフロー・チャートである。

【図３５】この出願に係る装置の第１０の実施の形態を
示すフロー・チャートである。

【図３６】図３５フロー・チャートの動作を説明するブ
ロック図である。

【図３７】多気筒内燃機関のＴＤＣと排気系集合部の空
燃比との関係を示す説明図である。

【図３８】実際の空燃比に対するサンプルタイミングの
良否を示す説明図である。

【図３９】図３６ブロック図のＳel-Vブロックでの出空
燃比のサンプリング作業を示すフロー・チャートであ
る。

【図４０】図３６ブロック図のオブザーバの説明図の１
つで先の出願で述べた空燃比センサの検出動作をモデル
化した例を示すブロック図である。

【図４１】図４０に示すモデルを周期ΔＴで離散化した
モデルである。

【図４２】空燃比センサの検出挙動をモデル化した真の
空燃比推定器を示すブロック線図である。

【図４３】内燃機関の排気系の挙動を示すモデルを表す
ブロック線図である。

【図４４】図４３に示すモデルを用いて４気筒内燃機関
について３気筒の空燃比を１４．７：１に、１気筒の空
燃比を１２．０：１にして燃料を供給する場合を示すデ
ータ図である。

【図４５】図４４に示す入力を与えたときの図４３モデ
ルの集合部の空燃比を表すデータ図である。

【図４６】図４４に示す入力を与えたときの図４３モデ
ルの集合部の空燃比をＬＡＦセンサの応答遅れを考慮し
て表したデータと、同じ場合のＬＡＦセンサ出力の実測
値を比較するグラフ図である。

【図４７】一般的なオブザーバの構成を示すブロック線
図である。

【図４８】図３６ブロック図に示したオブザーバで、先
の出願で用いるオブザーバの構成を示すブロック線図で
ある。

【図４９】図４３に示すモデルと図４８に示すオブザー
バを組み合わせた構成を示す説明ブロック図である。

【図５０】図３６ブロック図における空燃比のフィード
バック制御を示すブロック図である。

【図５１】図３９フロー・チャートで使用するタイミン
グマップの特性を示す説明図である。

【図５２】図５１の特性を説明する、機関回転数および
機関負荷に対するセンサ出力特性を示す説明図である。

【図５３】図３９フロー・チャートでのサンプリング動
作を説明するタイミング・チャートである。

【図５４】この出願に係る装置の第１１の実施の形態を
示すフロー・チャートである。

【図５５】図５４フロー・チャートの動作を説明するブ
ロック図である。

【図５６】図５４フロー・チャートの適応制御系の不安
定判別作業を示すサブルーチン・フロー・チャートであ
る。

【図５７】内燃機関の燃料噴射量演算での無駄時間を説
明するタイミング・チャートである。

【符号の説明】

１０ 内燃機関 １２ 吸気管 ２０ 吸気マニホルド ２２ インジェクタ ２４ 排気マニホルド ２６ 排気管 ２８ 触媒装置 ３４ 制御ユニット ５４ 広域空燃比センサ（ＬＡＦセンサ） １００ 排気還流機構 ２００ キャニスタ・パージ機構 ３００ 可変バルブタイミング機構 ４００ 切換機構

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 西村 要一 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式 会社本田技術研究所内 (56)参考文献 特開 平６−17680（ＪＰ，Ａ) 特開 平６−17681（ＪＰ，Ａ) 特開 平６−42385（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) F02D 41/14 310 F02D 45/00 358 F02D 45/00 372

Claims (2)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】ａ．多気筒内燃機関の燃料噴射量を制御す
   る燃料噴射量制御手段と、 ｂ．前記燃料噴射量を操作量として目標値に適応的に一
   致させる適応制御器と、 およびｃ．前記適応制御器で用いる適応パラメータを演
   算する適応パラメータ調整機構と、 を備えた多気筒内燃機関の燃料噴射制御装置において、
   前記適応制御器の制御対象の無駄時間を前記多気筒内燃
   機関の燃焼サイクルに同期した値とみなし、前記適応パ
   ラメータ調整機構への入力は、前記多気筒内燃機関の中
   の特定の気筒の燃焼サイクルに同期させて行うと共に、
   前記適応パラメータ調整機構の前記適応パラメータの演
   算を前記多気筒内燃機関の全気筒の燃料制御サイクルに
   同期させて行うことを特徴とする内燃機関の燃料噴射制
   御装置。
2. 【請求項２】 前記適応制御器は、前記多気筒内燃機関
   の全気筒の燃料制御サイクルに同期させて作動させるこ
   とを特徴とする請求項１項記載の内燃機関の燃料噴射制
   御装置。