JP3594681B2

JP3594681B2 - Fuel injection control device for internal combustion engine

Info

Publication number: JP3594681B2
Application number: JP3886695A
Authority: JP
Inventors: 祥隆高須賀; 祐介長谷川
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 1995-02-27
Filing date: 1995-02-27
Publication date: 2004-12-02
Anticipated expiration: 2019-12-02
Also published as: JPH08232729A

Description

【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、内燃機関の燃料噴射制御装置に関し、特に、排気系の集合部に設置された空燃比センサの検知出力に基づいて各気筒の空燃比を推定すると共に、各気筒の空燃比に基づいて各気筒の空燃比のバラツキを減少させるように、前記多気筒内燃機関の各気筒に供給する気筒別燃料噴射量をフィードバック制御する燃料噴射制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、内燃機関の燃料噴射制御装置においては、排気系に設けられた触媒装置による排気ガスの浄化率が理論空燃比で最大になることに着目し、排気系に設けた空燃比センサにより空燃比を検出して、その検出値が理論空燃比となるように燃料噴射量をフィードバック制御している（特開昭５９−１０１５６２号公報）。また、空燃比センサを多気筒内燃機関の排気系集合部に１個だけ設けて空燃比を検出しても、気筒毎の空燃比を正確に検出することができず、全気筒の空燃比の混合値が検出されるのみであるため、この検出値に基づいて空燃比をフィードバック制御するとエミッション悪化を招来するという問題がある。そこで、かかる課題を解決するために、排気系の理論モデルを構築しておき、１個の空燃比センサの検出出力をこの理論モデルに適用することによって気筒毎の空燃比を推定し、この推定値に基づいて各気筒の空燃比を目標値にフィードバック制御する技術がある（特開平５−１８００４０号公報）。更にこの技術では、エンジン制御ユニット（ＥＣＵ）のシステムクロックに同期して空燃比センサの検出出力を単純にサンプリングしたのでは、真の空燃比（排気系集合部の空燃比）を求めることができないという課題を解決するために、サンプリング動作ブロック（ｓｅｌ−Ｖと呼ばれる）を備えている。即ち、排気系集合部における排気ガスの挙動は機関回転数等に依存して変動するので、この排気ガスの挙動に追従し得るサンプリングタイミングを設定することによって、排気系集合部の空燃比を求めるようにしている。そして、このように求めた空燃比から気筒毎の空燃比を求め、更にこれら気筒毎の空燃比に基づいて上記の気筒別フィードバック制御を行っている。
【０００３】
この技術によれば、気筒毎に空燃比を設定することができると共に、気筒毎に独立して複数個の空燃比センサを設ける必要がないため、簡素な構造を実現している。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、前記サンプリング動作ブロックは、排気還流機構（ＥＧＲ機構）の動作の有無に応じて、排気系集合部を通る排気ガスの流速が変化すると共に、機関回転数が変化すると、排気ガスの挙動とサンプリング動作タイミグとの間にズレを生じる、即ち、排気ガスの挙動とサンプリング動作タイミグとが正確に同期しなくなるので、排気系集合部の空燃比を正確に求めることが困難となり、気筒別フィードバック制御の精度の低下を招来して、空燃比応答性の悪化及びエミッションの悪化を招くという問題があった。
【０００５】
本発明は、このような従来技術の課題に鑑みて成されたものであり、排気還流機構の動作の有無によらず、常に排気系集合部の空燃比を正確にサンプリングして、そのサンプリング値に基づいて高精度の気筒別フィードバック制御を行うことができる内燃機関の燃料噴射量制御装置を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
このような目的を達成するために本発明は、排気還流機構を備えた多気筒内燃機関の排気系集合部に配置され、前記多気筒内燃機関の各気筒から排出される混合気の空燃比を検出する空燃比検出手段と、前記多気筒内燃機関の排気系における空燃比の挙動を規定するモデルに基づいて、前記空燃比を入力すると共に前記排気系の内部状態を観測するオブザーバを設定して、各気筒の空燃比を推定する空燃比推定手段と、前記推定された各気筒の空燃比に基づいて各気筒の空燃比のバラツキを減少させるように、前記多気筒内燃機関の各気筒に供給する気筒別燃料噴射量を補正する気筒別空燃比補正係数を算出する空燃比補正係数算出手段とを備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置において、前記多気筒内燃機関の運転状態に応じたサンプリングタイミングで前記空燃比推定手段からの空燃比を入力することによって気筒別の空燃比を推定すると共に、前記サンプリングタイミングを前記排気還流機構の動作の有無に応じて調整するタイミング調整手段を具備する構成にした。
【０００７】
【作用】
本発明の内燃機関の燃料噴射量制御装置にあっては、タイミング調整手段が、多気筒内燃機関の運転状態に応じたサンプリングタイミングで空燃比推定手段からの空燃比を入力することにより気筒別の空燃比を推定し、排気還流機構の動作により排気還流がなされるときと非動作により排気還流がなされるときとに応じて、該サンプリングタイミングを調整する。
【０００８】
【実施例】
本発明による内燃機関の燃料噴射制御装置の一実施例を図面と共に説明する。尚、典型例として４気筒内燃機関に適用されるものを説明する。
【０００９】
図１は、この燃料噴射制御装置の全体構成を示す概略図である。同図において、吸気管１２の先端に設けられたエアクリーナ１４から導入される吸気が、スロットル弁１６で流量調節されつつサージタンク１８及び吸気マニホールド２０を通り、更に気筒毎の吸気弁（図示せず）を介して、４気筒内燃機関１０の各気筒に流入される。
【００１０】
各気筒の上記吸気弁の近傍には、燃料噴射用のインジェクタ２２が設けられ、吸気と噴射燃料との混合気が、気筒毎に設けられている点火プラグ（図示せず）で点火されて燃焼し、各ピストン（図示せず）を駆動する。
【００１１】
燃焼後の排気ガスは、各気筒の排気弁（図示せず）を介して排気マニホールド２４に排出され、更に排気マニホールド２４の集合部に連結された排気管２６を経て第１の三元触媒装置２８と第２の三元触媒装置３０で清浄化されて機関外に排出される。
【００１２】
スロットル弁１６は、アクセルペダルの踏み込み量等の運転状況に応じて回転するパルスモータＭにより駆動制御され、吸気管１２のスロットル弁１６近傍には、電磁弁３２の開閉量に応じて２次空気量を制御するバイパス路３４が併設されている。尚、スロットル弁１６は一般的に知られている機構と同様に、アクセルペダルと機械的に連動するものであっても良い。
【００１３】
また、内燃機関１０には、電磁弁（図示せず）の開閉量を制御することにより排気ガスの一部を吸気系へ環流させる排気環流機構（ＥＧＲ機構）１００と、燃料タンク３８内で発生する蒸発燃料（パージガス）を電磁弁（図示せず）の開閉量に応じて吸気系へ供給するキャニスタパージ機構２００が設けられている。
【００１４】
更に、内燃機関１０には、特開平２−２７５０４３号公報等に開示されているいわゆる可変バルブタイミング機構３００が備えられており、機関回転数Ｎｅ及び吸気系における吸気圧力Ｐｂ等の運転状態を示すパラメータに応じて、内燃機関１０のバルブタイミングＶ／Ｔが２種類のタイミング特性ＬｏＶ／ＴとＨｉＶ／Ｔの間で可変制御される。
【００１５】
更に、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検出センサ４０が設けられ、スロットル弁１６の近傍にはそのスロットル開度θ_ＴＨを検出するスロットル開度検出センサ４２が設けられ、吸気管１２にはスロットル弁１６の下流側の吸気圧力（絶対圧力）Ｐｂを検出する絶対圧センサ４４とスロットル弁１６の上流側の吸気温度を検出する吸気温度センサ４６とが設けられている。内燃機関１０の適宜の位置には、大気圧Ｐａを検出する大気圧センサ４８と機関冷却水の温度Ｔｗを検出する水温センサ５０が設けられている。尚、図１中には示されていないが、可変バルブタイミング機構３００中には、選択バルブタイミング特性を検出する検出センサ５２が設けられている。そして、これらのセンサ４０〜５２の検出信号は制御ユニット３６に逐一供給される。
【００１６】
排気管２６において、三元触媒装置２８の上流側の部位には、第１の空燃比検出手段としての広域空燃比センサ５４が装着され、三元触媒装置２８，３０の間には、第２の空燃比検出手段としてのＯ_２センサ５６が装着されている。
【００１７】
広域空燃比センサ５４には、本特許出願人が先に行った特開平２−１１８４２号公報等に開示されているＬＡＦセンサが適用され、このＬＡＦセンサ５４は、リーンからリッチにわたる広範囲において排気ガス中の酸素濃度をリニアに検出することができる広域特性を有している。そして、このＬＡＦセンサ５４とＯ_２センサ５６の各検出信号は、それぞれ所定カットオフ周波数に設定されたローパスフィルタ５８，６０を介して制御ユニット３６に供給される。
【００１８】
次に、図２の回路ブロック図に基づいて、制御ユニット３６のシステム構成を説明する。制御ユニット３６は、マイクロプロセッサ６２と各種入出力ポートとを備え、中央制御部（以下、ＣＰＵコアと呼ぶ）６４が、ＲＯＭ７６によりファームウェア化されている種々のアプリケーションプログラムを実行することにより、後述するフィードフォワード制御及びフィードバック制御を行うようになっている。
【００１９】
ＬＡＦセンサ５４の検出信号は上記ローパスフィルタ５８を介して第１の検出回路６６へ入力され、検出回路６６はこの検出信号について所定の線型化処理を行うことにより、リーンからリッチにわたる広範囲における排気ガス中の酸素濃度に比例したリニアな空燃比（Ａ／Ｆ）を求めて、マルチプレクサ６８へ出力する。Ｏ_２センサ５６からの検出信号は上記ローパスフィルタ６０を介して第２の検出回路７０に入力され、検出回路７０はこの検出信号値を図３に示す如き特性曲線に適応することにより、内燃機関１０に供給された混合気の空燃比が理論空燃比（λ＝１）に対してリッチかリーンかを示す信号を発生してマルチプレクサ６８へ出力する。また、前記各センサ４２〜５２からの検出信号もマルチプレクサ６８に供給される。そして、各信号は、所定の切換えタイミングに同期してチャンネル切換えを行うマルチプレクサ６８を介してＡ／Ｄ変換器７２へ時分割転送されてデジタルデータに変換され、ランダムアクセスメモり（ＲＡＭ）７４の所定バッファ領域に格納されたり、ＣＰＵコア６４の演算に供される。尚、この実施例では、Ａ／Ｄ変換器７２は、所定のクランク角度（例えば、１５度）毎に第２の検出回路７０からの検出信号をＡ／Ｄ変換する。
【００２０】
更に、クランク角センサ４０からの検出信号は、波形整形回路７８で２値論理の矩形信号に波形整形された後、カウンタ８０において計数され、その計数値もＲＡＭ７４の所定バッファ領域に格納されたり、ＣＰＵコア６４の演算に供される。
【００２１】
読出し専用メモリ（ＲＯＭ）７６には、上記種々のアプリケーションプログラムや、前述のタイミング特性ＬｏＶ／ＴとＨｉＶ／Ｔのマップデータ、後述する種々の検索用マップデータが予め記憶され、ＣＰＵコア６４が、ＲＡＭ７４とＲＯＭ７６の各種データを適用しつつ上記のアプリケーションプログラムを実行することにより運転状態に応じた最適燃料噴射制御条件を求め、各駆動回路８２〜８８を介してインジェクタ２２、電磁弁３２、排気環流機構（ＥＧＲ機構）１００の前記電磁弁１０２、及びキャニスタパージ機構２００の前記電磁弁２０２を制御する。
【００２２】
図４は本実施例に係わる燃料噴射制御装置の機能を示すブロック線図であり、内燃機関１０に対する吸気系の特性を補償するためのフィードフォワード制御系と、３系統のフィードバック制御系が備えられ、前記の各種アプリケーションプログラムが実行されることによって、かかるブロック線図と等価な制御機能が発揮される。
【００２３】
即ち、図５に示すメインフローチャートの如く、ステップＳ４００において、機関回転数Ｎｅ、吸気圧力Ｐｂ、スロットル開度θ_ＴＨ、冷却水温度Ｔｗ等の最新の各種センサ出力をＲＡＭ７４へ読込み、ステップＳ５００において上記フィードフォワード制御系の演算処理を行うことによって基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆを決定し、ステップＳ６００において第１のフィードバック系の演算処理を行うことによって、目標空燃比ＫＣＭＤと目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭ等を求め、ステップＳ７００において第２のフィードバック系の演算処理を行うことによって、適応型フィードバック制御のための補正係数ＫＳＴＲとＫＬＡＦ等を求め、ステップＳ８００において第３のフィードバック系の演算処理を行うことによって気筒別空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦを求め、ステップＳ９００において、基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆに目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭと各補正係数ＫＳＴＲ又はＫＬＡＦと＃ｎＫＬＡＦを乗算等することによって、最終的な気筒別の出力燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔを決定してインジェクタ２２を駆動するようになっている。尚、添字＃ｎは各気筒を示し、出力燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔは、各気筒のインジェクタ２２の開弁時間を規定するものである。更に、このメインフローチャートの処理は、ＴＤＣに同期して行われる。
【００２４】
次に、各ブロック毎に機能を説明する。先ず、フィードフォワード制御系（図４中に「ＦＦＣ」と示す）は、本出願人が先に提案した特願平６−１９７２３８号に開示されているので簡単に述べると、吸気系におけるスロットル弁１６の下流から各気筒の吸入ポートまでの全ての実効容積（吸気管１２の該当部分とサージタンク１８等を含むチャンバ）についての流体力学モデル（数学モデル）等を構築し、スロットル開度θ_ＴＨと吸気圧力Ｐｂをこの流体力学モデルに適用することにより、定常運転状態のみならず過渡運転状態をも含めた全ての運転状態における最適な基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆを決定する。
【００２５】
図６は基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆの演算ルーチン（図５のステップＳ５００に対応する）を示すフローチャート、図７はこの演算ルーチンを説明するブロック線図であり、更にこれらの図に基いてフィードフォワード制御系の機能を説明する。ステップＳ５０２において機関が始動状態にあるか否か判断し、肯定されるときはステップＳ５０４において始動モードに対応する基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆを設定し、否定されるときはステップＳ５０６においてフューエルカット状態にあるか否か判断する。ここで肯定されるときはステップＳ５０８において燃料カット用の基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆ（＝０）を設し、否定されるときは通常の運転状態に対応する基本燃料噴射量を設定すべくステップＳ５１０以降の処理へ移る。
【００２６】
ステップＳ５１０では、機関回転数Ｎｅと吸気圧力ＰｂをパラメータとしてＲＯＭ７６の所定マップを検索することにより、定常運転状態時の燃料噴射量（基準値）ＴｉＭを求める。即ち、予めスピードデンシティ方式に基づいて機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂをパラメータとする燃料噴射量ＴｉＭが求められ、かかる燃料噴射量ＴｉＭがＲＯＭ７６にマップデータとして格納されている。
【００２７】
ステップＳ５１２では、スロットル開度θ_ＴＨの値を一次遅れ伝達関数（１−Ｂ）／（Ｚ−Ｂ）に適応することによって、スロットル開度θ_ＴＨの一次遅れ値θ_ＴＨ−Ｄを演算する。即ち、過渡運転状態時には、スロットル開度θ_ＴＨの変化が直接的に吸気ポートの吸入空気量に対応しないので、一次遅れ値θ_ＴＨ−Ｄをもって近似することにしている。尚、伝達関数中のＢは係数である。
【００２８】
ステップＳ５１４においては、図７に示す如く、予めＲＯＭ７６に格納されているマップを検索することにより、スロットル開度θ_ＴＨに対応するスロットル投影面積（吸気管長手方向へのスロトル投影面積）Ｓと、スロットル開度θ_ＴＨ及び吸気圧力Ｐｂに対応する補正係数（流量係数αと気体の膨張補正係数εの積）Ｃを求め、スロットル投影面積Ｓに補正係数Ｃを乗算することによって、定常運転状態時のスロットル有効開口面積Ａを演算する。
【００２９】
ステップＳ５１６においては、図７に示す如く、予めＲＯＭ７６に格納されているマップを検索することにより、スロットル開度の一次遅れ値θ_ＴＨ−Ｄに対応するスロットル投影面積Ｓと、一次遅れ値θ_ＴＨ−Ｄ及び吸気圧力Ｐｂに対応する補正係数Ｃを求め、このスロットル投影面積Ｓに補正係数Ｃを乗算することによって、過渡運転状態時のスロットル有効開口面積Ａ_{ＤＥＬＡＹ}を演算する。
【００３０】
ステップＳ５１８においては、バイパス路３４の開口断面Ａ_{ＢＹＰＡＳＳ}をも考慮して、
【００３１】
【数１】

【００３２】
により、定常運転状態時の有効開口面積Ａと過渡運転状態時の有効開口面積Ａ_ＤＥ _ＬＡＹとの比ＲＡＴＩＯ−Ａを演算する。
【００３３】
ステップＳ５２０においては、燃料噴射量ＴｉＭに比ＲＡＴＩＯ−Ａを乗算することによって、定常運転状態時及び過渡運転状態時に適応する燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆ’を求める。即ち、比ＲＡＴＩＯ−Ａの値は、定常運転状態では１となり、過渡運転状態では１を除く或る値になるので、定常運転状態と過渡運転状態との両者に対応するものである。よって、燃料噴射量ＴｉＭに比ＲＡＴＩＯ−Ａを乗算することによって、定常運転状態時及び過渡運転状態時に適応する燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆ’が求まる。
【００３４】
ステップＳ５２２においては、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂ、吸気温度及び冷却水温度Ｔｗ、パージガス濃度ＰＵＧ、排気ガスの還流率等のパラメータに基づいて、ＲＯＭ７６の所定マップを検索することにより補正係数ＫＴＯＴＡＬを求め、更に、燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆ’に補正係数ＫＴＯＴＡＬを乗算することにより、ＥＧＲ機構１００とキャニスタパージ機構２００の影響を補償した基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆを決定する。
【００３５】
このように、このフィードフォワード制御系は、運転状態の変化に伴ってシリンダ流入空気量が変動しても、スロットル開度θ_ＴＨと吸気圧力Ｐｂからそのシリンダ流入空気量に対応する最適な基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆを決定する。
【００３６】
次に、第１のフィードバック系を説明する。このフィードバック系は、図４中の「ＫＣＭＤ」と「ＫＣＭＤ補正」及び「ＫＣＭＤＭ］で示す機能ブロックを備え、図８に示すフローチャート（図５のステップＳ６００に対応する）に従って演算処理を行う。
【００３７】
先ず、図８のステップＳ６０２において、機関回転数Ｎｅと吸気圧力ＰｂをパラメータとしてＲＯＭ７６の所定マップを検索することにより、空燃比の基本値ＫＢＳを求める。即ち、この基本値ＫＢＳは、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂをパラメータとして、定常運転状態時にＯ_２センサ５６の出力から求めることができる空燃比のデータであり、予めＲＯＭ７６に格納されている。尚、このマップにはアイドル運転状態時に対応する基本値も格納されている。更に、機関の低負荷時にその機関へ供給する空燃比を大きく（当量比で言えば小さく）して燃焼特性を向上させるための所謂リーンバーン機関にあっては、リーンバーン用の基本値も格納されている。
【００３８】
ステップＳ６０４においては、内蔵されているタイマ回路（図示せず）の値を参照することにより、機関始動後のリーンバーン制御が実行されているか否かを判定し、リーンバーン制御期間であれば、リーン補正係数を例えば０．８９、そうでない場合には１．０とする。
【００３９】
かかる判定を行うのは次の理由による。本実施例に係る内燃機関１０には可変バルブタイミング機構３００が設けられており、始動後のクランキング期間（始動期間）では、各気筒の吸気弁の一方の動作を休止させることによって、目標空燃比を理論空燃比よりもややリーン側に設定するリーンバーン制御を行い、この結果、触媒装置が未だ活性化していない始動期間であっても、炭化水素（ＨＣ）の増加を抑制することができるという効果を発揮させるようにしているからである。尚、気筒毎に２個の吸気弁を有している通常の内燃機関（可変バルブタイミング機構を備えない内燃機関）にあっては、機関始動後に目標空燃比をリーン側に設定すると、機関内の燃焼が不安定となって失火を招来することとなるが、かかる可変バルブタイミング機構３００を備えた本実施例の内燃機関にあっては、吸気弁の一方を休止させることに伴って燃焼室内に所謂スワールと呼ばれる渦流ができるので、機関の始動直後にリーン化を行っても安定した燃焼が得られる。ステップＳ６０６において、スロットル開度が全開（ＷＯＴ）であるか否か判定し、この判定結果に応じて全開増量補正値を算出し、更にステップＳ６０８において、冷却水温度Ｔｗが高いか否か判定し、この判定結果に応じて増量補正係数ＫＴＷＯＴを演算する。尚、この増量補正係数ＫＴＷＯＴには、高水温時の機関保護のための補正係数値も含まれる。
【００４０】
ステップＳ６１０では、補正係数ＫＴＷＯＴを基本値ＫＢＳに乗算することによってその基本値ＫＢＳを補正すると共に、数２に示す演算によって目標空燃比ＫＣＭＤを決定する。即ち、図３に示す如く、理論空燃比近傍のＯ_２センサ５６の出力が線形特性を備える範囲内（縦軸に破線で示す）において、空燃比の微小制御を行うためのウインドウ（以下、ＤＫＣＭＤ−ＯＦＦＳＥＴとする）を設定した後、補正後の上記基本値ＫＢＳにこのウインドウ値ＤＫＣＭＤ−ＯＦＦＳＥＴを加算することにより、目標空燃比ＫＣＭＤを求める。
【００４１】
【数２】

【００４２】
次に、ステップＳ６１２において、目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）（ここで、ｋは時刻）のリミット処理を行った後、ステップＳ６１４において、その目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）が１ないしその付近の値にあるか否かを判断し、肯定されるときはステップＳ６１６において、Ｏ_２センサ５４の活性化判断を行う。尚、この活性化判断は、図示しない別ルーチンで実行され、Ｏ_２センサ５６の検出信号の電圧変化を検出することで行う。
【００４３】
次に、ステップＳ６１８において、ＭＩＤＯ_２制御用の値ＤＫＣＭＤを演算する。ここで、ＭＩＤＯ_２制御とは、三元触媒装置２８の下流側のＯ_２センサ５６の出力により上流側のＬＡＦセンサ５４の目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）を可変とする作業を意味する。詳しくは図３に示す如く、所定の比較電圧ＶｒｅｆＭとＯ_２センサ５６の出力電圧ＶＯ２Ｍの偏差にＰＩＤ制御則を用いて値ＤＫＣＭＤを算出することで行う。尚、比較電圧ＶｒｅｆＭは、大気圧Ｐａ、水温Ｔｗ、排気ボリューム（機関回転数Ｎｅおよび吸気圧力Ｐｂより求めることが可能）などに応じて求められる。
【００４４】
更に、上記のウインドウ値ＤＫＣＭＤ−ＯＦＦＳＥＴは、三元触媒装置２８，３０の浄化率を最適状態に維持するために付加されるオフセット値であり、触媒装置固有の特性に起因して相違するので、三元触媒装置２８の特性を勘案して決定される。また、ウインドウ値ＤＫＣＭＤ−ＯＦＦＳＥＴは、触媒装置２８，３０の経年劣化によっても変化することから、値ＤＫＣＭＤの毎回の算出値を用いて加重平均により学習する。具体的には、
【００４５】
【数３】

【００４６】
の演算式により求められる。ここで、Ｗは重み係数、ｋは時刻であり、より具体的には制御サイクルを示す。即ち、目標空燃比ＫＣＭＤをウインドウ値ＤＫＣＭＤ−ＯＦＦＳＥＴの前回算出値で学習演算することにより、触媒装置２８，３０の経年劣化の影響を受けることなく、それらの浄化率が最適となる空燃比にフィードバック制御するようにしている。
【００４７】
次に、ステップＳ６２０において、上記算出した値ＤＫＣＭＤ（ｋ）に目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）を加算して、新たな目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）を設定（更新）し、次に、ステップＳ６２２において、更新後の目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）に基づいてＲＯＭ７６中の所定テーブルを検索することにより、補正係数ＫＥＴＣを求める。補正係数ＫＥＴＣは、気化熱で吸入空気の充填効率が相違するのを補償するためにある。具体的には、求めた補正係数ＫＥＴＣに目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）を乗算することにより、補正された（更新された）目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭ（ｋ）を算出する。即ち、この制御においては目標空燃比を当量比で示すと共に、それに充填効率補正を施した値を目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭ（ｋ）としている。
【００４８】
尚、上記ステップＳ６１４で否定されるときは、制御すべき目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）が理論空燃比に対して大きくずれているときであり、例えばリーンバーン運転状態時であることから、直ちにステップＳ６２２へジャンプする。
【００４９】
最後にステップＳ６２４において、目標空燃比補正係数ＫＣＭＤ（ｋ）のリミット処理を行い、そして、図４に示すように、フィードフォワード制御系からの基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆに目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭ（ｋ）を乗算することにより、要求燃料噴射量Ｔｃｙｌを算出する。
【００５０】
このように、第１のフィードバック系の機能は、定常運転状態における空燃比の基本値ＫＢＳについてＯ_２センサ５６の出力に基づく上記所定の補正処理を行うことによって、目標空燃比ＫＣＭＤと目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭを求めると共に、基本燃料噴射量ＴｉＭ−Ｆに目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭを乗算することにより、触媒装置に対する理想的な空燃比を設定し得る要求燃料噴射量Ｔｃｙｌを算出する。
【００５１】
次に、第２のフィードバック系を説明する。このフィードバック系は、図４中の「ＳＴＲ」で示す適応型制御器と、「ＰＩＤＣ」で示すＰＩＤ制御器と、「切替ＳＷ」で示す切替機構を備え、以下に述べるこれらの機能は、ＣＰＵコア６４による所定アプリケーションプログラムの実行によって実現される。尚、このフィードバック系は、特願平６−３４００２１号に詳細に開示されているので、ここではその概略を説明する。
【００５２】
このフィードバック系は、前記フィードフォワード系で演算された基本燃料噴射量ＴｉＭに目標空燃比補正係数ＫＣＭＤＭを乗算することにより要求燃料噴射量Ｔｃｙｌを求めただけでは、内燃機関１０の応答遅れ等に起因して目標空燃比ＫＣＭＤが鈍された空燃比となってしまうので、目標空燃比ＫＣＭＤから空燃比の応答を動的に補償する目的で、適応制御器ＳＴＲを用いてフィードバック補正係数ＫＳＴＲを求め、このフィードバック補正係数ＫＳＴＲにより要求燃料噴射量Ｔｃｙｌを更に補正するようにしている。更に、適応制御器ＳＴＲは制御の応答性が比較的高いので、運転状態に応じて目標空燃比ＫＣＭＤが大きく変動するような場合には却って制御量が発振して制御の安定性が低下するという問題を招来することから、制御が不安定となるような場合には、ＰＩＤ制御器ＰＩＤＣにより求めたフィードバック補正係数ＫＬＡＦで要求燃料噴射量Ｔｃｙｌを補正する。そして、運転状態に応じてこれらのフィードバック補正係数ＫＳＴＲとＫＬＡＦを切換えて適用するために、切換機構が設けられている。更に、異なる制御則に基づいて決定されたフィードバック補正係数を切り換えるときは、それぞれの特性が異なることから、補正係数に段差が生じて操作量が急変し、制御量が不安定となって制御の安定性が低下する恐れがあるので、切換機構は、その切り換えを滑らかに実行することによって、フィードバック補正係数に不連続を生じないようにしている。
【００５３】
先ず、ＰＩＤ制御器ＰＩＤＣは、サンプリング動作ブロック（図中に「ｓｅｌ−Ｖ」と示す）で推定される排気系集合部の空燃比（以下、検出空燃比ＫＡＣＴと呼ぶ）に基づいて目標空燃比ＫＣＭＤを動的に補償する。ここで、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖは、ＬＡＦセンサ５４の検出信号から上記検出空燃比ＫＡＣＴを演算する機能を有しており、後述する第３のフィードバック系においても、この検出空燃比ＫＡＣＴを用いて所定のフィードバック制御を行うようになっている。尚、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖの詳細は第３のフィードバック系と共に説明することとする。
【００５４】
ＰＩＤ制御器ＰＩＤＣの処理を述べると、先ず、目標空燃比ＫＣＭＤと検出空燃比ＫＡＣＴの制御偏差ＤＫＡＦを、
【００５５】
【数４】

【００５６】
と求める。尚、ｄ’はＫＣＭＤがＫＡＣＴに反映されるまでの無駄時間を示す。よって、ＫＣＭＤ（ｋ−ｄ’）は無駄時間制御周期前の目標空燃比を示す。ＫＡＣＴ（ｋ）は今回制御周期の検出空燃比を示す。また、この明細書での空燃比は、目標値ＫＣＭＤも検出値ＫＡＣＴも実際には当量比、即ち、Ｍｓｔ／Ｍ＝１／λで示している（Ｍｓｔは理論空燃比、Ｍは空気消費量Ａと燃料消費量Ｆの比Ａ／Ｆ、λは空気過剰率）。
【００５７】
次いで、それに所定の係数を乗じてＰ項ＫＬＡＦＰ（ｋ）、Ｉ項ＫＬＡＦＩ（ｋ）、及びＤ項ＫＬＡＦＤ（ｋ）を、
【００５８】
【数５】

【００５９】
と求める。
【００６０】
このように、Ｐ項は偏差ＤＫＡＦ（ｋ）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ＫＬＡＦ（ｋ）に加算することによって求め、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を乗じることによって求める。尚、各ゲインＫＰ，ＫＩ，ＫＤは、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂをパラメータとして所定のマップ検索により求められる。更に、数６に示す如く、これらの値を合算し、更にオフセット分１．０を加算することにより、ＰＩＤ制御器ＰＩＤＣのＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数の今回値ＫＬＡＦ（ｋ）を求める。
【００６１】
【数６】

【００６２】
次に、適応制御器ＳＴＲの機能を図９に基づいて説明する。適応制御器ＳＴＲは、ＳＴＲコントローラとパラメータ調整機構とを有し、ＳＴＲコントローラは、第１のフィードバック系からの目標空燃比ＫＣＭＤ（ｋ）と前記サンプリング動作ブロック（ｓｅｌ−Ｖ）からの検出空燃比ＫＡＣＴ（ｋ）とを入力すると共に、ランダウらの提案したパラメータ調整則（機構）によって同定された係数ベクトルを受け取って適応デジタル信号処理を行うことにより、フィードバック補正係数ＫＳＴＲ（ｋ）を算出する。換言すれば、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。
【００６３】
この手法によれば、いわゆる適応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、適応システムの安定が保証されることとなる。尚、かかる手法は、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「自動制御ハンドブック」（オーム社刊）７０３頁〜７０７頁に記載されている。
【００６４】
このランダウらの調整則を用いた適応制御技術を以下説明すると、ランダウらの調整則では、離散系の制御対象の伝達関数Ａ（Ｚ^−１）／Ｂ（Ｚ^−１）の分母分子の多項式を数７で▲１▼▲２▼のようにおいたとき、適応パラメータθハット（ｋ）および適応パラメータ調整機構への入力ζ（ｋ）は、数７で▲３▼▲４▼のように定められる。数７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。ここでのｋは時刻、より具体的には、制御サイクルを示す。
【００６５】
【数７】

【００６６】
ここで適応パラメータθハット（ｋ）は、数８で表される。また数８中のΓ（ｋ）およびｅアスタリスク（Ｋ）は、それぞれゲイン行列および同定誤差信号であり、数９および数１０のような漸化式で表される。
【００６７】
【数８】

【００６８】
【数９】

【００６９】
【数１０】

【００７０】
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。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。
【００７１】
【数１１】

【００７２】
ここで、図９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。
【００７３】
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）に一致するように漸化式を用いて数１２に示すフィードバック補正係数ＫＳＴＲ（ｋ）を算出する。
【００７４】
【数１２】

【００７５】
演算されたフィードバック補正係数ＫＳＴＲ（ｋ）は、切換機構を介して要求燃料噴射量Ｔｃｙｌに乗算され、その補正された燃料噴射量Ｔｃｙｌ ’が更に後述する第３のフィードバック制御系の気筒別空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦで補正されることにより、気筒別出力燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔが求められる。
【００７６】
尚、切換機構は、所定の切換えフラグＦＫＳＴＲに同期して切換え処理し、目標空燃比ＫＣＭＤが大きく変動するような運転状態にあっては、フィードバック補正係数ＫＬＡＦ（ｋ）を切換え選択して要求燃料噴射量Ｔｃｙｌに乗算し、目標空燃比ＫＣＭＤが大きく変動しない運転状態にあっては、フィードバック補正係数ＫＳＴＲ（ｋ）を切換え選択して、要求燃料噴射量Ｔｃｙｌに乗算する。即ち、要求燃料噴射量Ｔｃｙｌは、フィードバック補正係数ＫＳＴＲ又はＫＬＡＦにより補正される。
【００７７】
次に、第３のフィードバック系を説明する。このフィードバック系は基本的には、サンプリング動作ブロック「ｓｅｌ−Ｖ」が推定する排気系集合部の空燃比、即ち、検出空燃比ＫＡＣＴにオブザーバ（図４中にＯＢＳＶと示す）を適用することにより、気筒別空燃比＃ｎＫＡＣＴを求め、更に、ＰＩＤ制御則（図４中にＰＩＤと示す）により気筒別空燃比＃ｎＫＡＣＴから気筒毎の空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦを算出する。尚、添字＃ｎは各気筒を示す。そして、気筒別空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦを燃料噴射量Ｔｃｙｌ ’に乗算することによって、各気筒の空燃比を均一化することができる出力燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔを設定し、ひいては三元触媒２８，３０の排気ガス清浄効率の向上を図るようにしたものである。即ち、この第３のフィードバック系は、空燃比が各気筒でバラツクのをフィードバック補正するものである。まず、このフィードバック系の動作を説明する前に、サンプリング動作ブロック「ｓｅｌ−Ｖ」及びオブザーバについて説明する。
【００７８】
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１０の排気系集合部において空燃比の挙動をみると、明らかに空燃比はＴＤＣに同期する。従って、排気系の集合部に単一のＬＡＦセンサ５４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こととなる。しかし、ＬＡＦセンサ５４の検出出力を処理する制御ユニット（ＥＣＵ）３６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。
【００７９】
即ち、例えば、ＴＤＣに対して排気系集合部の空燃比が図１０のようであるとき、制御ユニット３６で認識する空燃比は図１１に示す如く、サンプリングタイミングによっては全く違った値となってしまう。更に、その空燃比の変化は、排気ガスがＬＡＦセンサ５４に到達するまでの時間やＬＡＦセンサ５４の反応時間によっても相違する。その内、ＬＡＦセンサ５４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Ｎｅの影響を受けざるを得ない。このように、空燃比の検出値は機関の運転状態に依存するところが大きい。このような課題を解決するために、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−ＶとオブザーバＯＢＳＶが設けられている。
【００８０】
排気系集合部に設けられた単一のＬＡＦセンサ５４の検出信号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５４の検出応答遅れを正確に解明する必要がある。そこで、図１２に示すように、この遅れを擬似的に１次遅れ系でモデル化すると、その状態方程式は数１３で示すことができる。
【００８１】
【数１３】

【００８２】
これを周期ΔＴで離散化すると、数１４で示すようになる。図１３は数１４をブロック線図で表したものである。
【００８３】
【数１４】

【００８４】
従って、数１４を用いることによってＬＡＦセンサ５４の検出出力から真の空燃比を求めることができる。即ち、数１４を変形すれば数１５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１６のように逆算することができる。
【００８５】
【数１５】

【００８６】
【数１６】

【００８７】
具体的には数１５をＺ変換を用いて伝達関数で示せば数１７のようになるので、その逆伝達関数を今回のＬＡＦセンサ５４の検出出力ＬＡＦ（ｋ）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１４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。
【００８８】
【数１７】

【００８９】
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、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１８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１７で求めた応答遅れを補正した真の値を意味する。
【００９０】
【数１８】

【００９１】
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Ｃ（例えば直近に燃焼した気筒は４０％、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１５のようになる。
【００９２】
また、その状態方程式は数１９のようになる。
【００９３】
【数１９】

【００９４】
また集合部の空燃比をｙ（ｋ）とおくと、出力方程式は数２０のように表すことができる。
【００９５】
【数２０】

【００９６】
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２１のようになる。
【００９７】
【数２１】

【００９８】
そして、かかるモデルについてシミュレーションすると、モデル出力値がＬＡＦセンサ５４出力の実測値に対して良好に追従するという結果が得られ、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することができた。
【００９９】
よって、数２２で示される状態方程式と出力方程式（数２０）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２３のように置いてリカッチの方程式を解くと、ゲイン行列Ｋは数２４のようになる。
【０１００】
【数２２】

【０１０１】
【数２３】

【０１０２】
【数２４】

【０１０３】
これよりＡ−ＫＣを求めると、数２５のようになる。
【０１０４】
【数２５】

【０１０５】
ところで、一般的なオブザーバの構成は図１６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１７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２６のようになる。
【０１０６】
【数２６】

【０１０７】
ここで、ｙ（ｋ）を入力するとオブザーバ、即ちカルマンフィルタのシステム行列は数２７のように表される。
【０１０８】
【数２７】

【０１０９】
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２８で与えられる。
【０１１０】
【数２８】

【０１１１】
図１８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。シミュレーションの結果によれば、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ことが検証された。
【０１１２】
このように、オブザーバによって、集合部空燃比Ａ／Ｆ（即ち、Ａ／ＦとはＫＡＣＴと等価である）より各気筒空燃比＃ｎＡ／Ｆを推定することができたことから、ＰＩＤ制御則を用いて空燃比を気筒別に制御するための気筒別空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦを演算することが可能となる。
【０１１３】
具体的には、図１９に示すように、排気系集合部の空燃比（即ち、ＫＡＣＴ）を気筒毎の空燃比補正係数＃ｎ気筒別空燃比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、上記オブザーバの気筒毎の推定値＃ｎＡ／Ｆと、の偏差を解消するようにＰＩＤ制御則を用いて求める。即ち、数２９に示す如く、ＰＩＤ制御則に適用する上記目標値ＫＣＭＤＯＢＳＶは、前回ＴＤＣ時に推定された各気筒の空燃比補正係数＃１ＫＬＡＦ〜＃４ＫＬＡＦの平均値で、今回求められた検出空燃比ＫＡＣＴを除算することによって求められる。
【０１１４】
【数２９】

【０１１５】
一方、気筒別空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦは、数３０に示すように、各気筒＃ｎ毎に、検出空燃比＃ｎＫＡＣＴ（ｍ）と目標値ＫＣＭＤＯＢＳＶとの偏差＃ｎＤＫＡＣＴ（ｍ）を求めると共に、今回求められた偏差＃ｎＤＫＡＣＴ（ｍ）と前回求められた偏差＃ｎＤＫＡＣＴ（ｍ−１）との偏差＃ｎＤＤＫＡＣＴを求め、更に、これらの演算結果を適用することによって、各気筒＃ｎに該当するＰＩＤ制御則のＫＰ項とＫＩ項及びＫＤ項を求め、最後に、これらのＫＰ項とＫＩ項及びＫＤ項を適用して、気筒別空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦを求める。尚、＃ｎは各気筒＃１〜＃４を示し、ｍは、４ＴＤＣ毎の時点を示す。即ち、気筒別空燃比補正係数＃ｎＫＬＡＦは、それぞれ４ＴＤＣに１回演算される。尚、次式中、基準ゲインであるＫＰＯＢＳＶ項とＫＩＯＢＳＶ項及びＫＤＯＢＳＶ項は、機関がアイドリング動作のときと、それ以外の動作時とでは、それぞれ異なった値に設定され、ＲＯＭ７６に予めデータマップとして格納されているので、かかる演算の際に運転状態に応じてマップ検索されるようになっている。
【０１１６】
【数３０】

【０１１７】
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、各気筒の出力燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔ（インジェクタの開弁時間で規定される）は、
【０１１８】
【数３１】

【０１１９】
で求められる（ｎは気筒）。
【０１２０】
以上の説明では、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖとオブザーバ及び第３のフィードバック系との基本原理を述べたが、より具体的な動作を図２０及び図２１のフローチャートと共に説明する。
【０１２１】
先ず、図２０のフロー・チャートに基づいて、排気系集合部の空燃比Ａ／Ｆ（即ち、ＫＡＣＴ）を求めるまでの動作を説明する。尚、この処理は、実際には、図５に示すルーチン中のステップＳ４００の中で予め実行されることにより、ステップ７００及びステップＳ８００の処理で検出空燃比ＫＡＣＴ及び推定値＃ｎＡ／Ｆを用いることができるようになっている。
【０１２２】
図２０において、Ｓ４０２では、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、次にＳ４０４に進んで、ＨｉＶ／ＴとＬｏＶ／Ｔのタイミングに応じて以降の処理を振り分ける。即ち、運転状態がＬｏＶ／Ｔのときは、ステップＳ４０６〜Ｓ４１８の処理が行われ、運転状態がＨｉＶ／Ｔのときは、ステップＳ４２０〜Ｓ４３２の処理が行われる。
【０１２３】
ステップＳ４０６においては、機関回転数Ｎｅが所定の上限値Ｎｅ_ＯＢＳＶ（この実施例では、３５００ｒｐｍ）より小さいか否か判断し、肯定されるときはステップＳ４０８ないしＳ４１０の処理へ移行して、吸気圧力Ｐｂが所定の上限値Ｐｂ_{ＯＢＳＶ１}と下限値Ｐｂ_{ＯＢＳＶ２}（この実施例では、Ｐｂ_{ＯＢＳＶ１}＝１６０ｍｍＨｇ、Ｐｂ_{ＯＢＳＶ２}＝６６０ｍｍＨｇ）の範囲内にあるか否か判断し、肯定されるときはステップＳ４１２の処理へ移行する。
【０１２４】
ステップＳ４１２では、ＥＧＲ機構１００が動作領域中にあるか否か判断し、肯定されるときはＳ４１４において、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂをパラメータとして図２２（ａ）に示す如き所定のタイミングマップを検索することにより、ＬｏＶ／Ｔ時のＥＧＲ用サンプリングタイミングＳＥＬＶＥＬを求める。一方、ステップＳ４１２で否定されるときは、ＥＧＲ無しのＬｏＶ／Ｔ時のサンプリングタイミングＳＥＬＶＦＬを求める。
【０１２５】
図２３は、図２２（ａ）（ｂ）のタイミングマップの特性を示す説明図である。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（負圧）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する。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。即ち、ＬＡＦセンサ出力は図１１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２４に示すように、機関回転数Ｎｅ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ＬＡＦセンサ５４への到達時間が早まるものと予想される。そういう意味で、ＥＧＲ機構１００が動作領域にある場合と動作領域に無い場合とで、夫々独立に、図２３のタイミングマップの特性に対応する図２２（ａ）と（ｂ）のデータマップを予めＲＯＭ７６に記憶しておき、ＥＧＲ機構１００が動作領域にあるか否かに応じて、いずれか一方のマップを機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂに基づいてサンプリング動作タイミングを求めるようにしている。
【０１２６】
更に、バルブタイミングＶ／Ｔ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Ｎｅ１−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ている。
【０１２７】
ステップＳ４０６〜Ｓ４１０で否定される場合には、ステップＳ４１８において、サンプリング動作タイミングＳＥＬＶが所定値に固定される。但し、ステップＳ４１８において、このサンプリングタイミングＳＥＬＶには前回周期の（直前の）サンプリングタイミングを用いてもよい。また、ステップＳ４１８においてサンプリング動作タイミングＳＥＬＶが所定値に固定されても、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖによる排気系集合部の空燃比ＫＡＣＴのサンプリングと後述するオブザーバＯＢＳＶによる気筒別空燃比＃Ａ／Ｆの推定処理は継続して行われる。
【０１２８】
このようにして、ステップＳ４１４，Ｓ４１６，Ｓ４１８のいずれかにおいてＬｏＶ／Ｔタイミング時における運転状態に対応したサンプリング動作タイミングＳＥＬＶＥＬ，ＳＥＬＶＦＬ，ＳＥＬＶのいずれかが求まると、次にステップＳ４３４に進み、オブザーバＯＢＳＶが、いずれかのサンプリング動作タイミングに基づいて排気系集合部の空燃比ＫＡＣＴのサンプリング処理を行う。
【０１２９】
次に、前記ステップＳ４０４においてＨｉＶ／Ｔタイミングであると判断され、ステップＳ４２０〜Ｓ４３２の処理が行われる場合にも、ＬｏＶ／Ｔタイミングの場合と同様の処理が行われる。即ち、ステップＳ４２０〜Ｓ４２４において、機関回転数Ｎｅが所定回転数Ｎｅ_ＯＢＳＶ未満にあるか、更に、吸気圧力Ｐｂが所定領域内にあるか否かを判断し、かかる条件を満足する場合には、ステップＳ４２６においてＥＧＲ機構１００が動作領域内にあるか否か判断する。そして、ＥＧＲ機構１００の動作の有無に応じて、ステップＳ４２８又はＳ４３０の処理へ移行し、ステップＳ４２８では、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂをパラメータとして図２２（ｃ）に示す如き所定のタイミングマップを検索することにより、ＨｉＶ／Ｔ時のＥＧＲ用サンプリングタイミングＳＥＬＶＥＨを求める。一方、ステップＳ４３０では、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂをパラメータとして図２２（ｄ）に示す如き所定のタイミングマップを検索することにより、ＥＧＲ無しのＨｉＶ／Ｔ時のサンプリングタイミングＳＥＬＶＦＨを求める。尚、図２２（ｃ）（ｄ）の各データマップも図２２（ａ）（ｂ）のデータマップと同様に、図２３の特性に基づいて設定されている。但し、ＬｏＶ／ＴタイミングとＨｉＶ／Ｔタイミングとでは、運転状態が相違するので、夫々運転状態に対応した固有のサンプリング動作タイミングのデータとなっている。
【０１３０】
また、ステップＳ４２０〜Ｓ４２４で否定される場合には、ステップＳ４３２において、サンプリング動作タイミングＳＥＬＶが所定値に固定される。但し、ステップＳ４３２において、このサンプリングタイミングＳＥＬＶには前回周期の（直前の）サンプリングタイミングを用いてもよい。また、ステップＳ４３２においてサンプリング動作タイミングＳＥＬＶが所定値に固定されても、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖによる排気系集合部の空燃比ＫＡＣＴのサンプリングと後述するオブザーバＯＢＳＶによる気筒別空燃比＃Ａ／Ｆの推定処理は継続して行われる。
【０１３１】
このようにして、ステップＳ４２８，Ｓ４３０，Ｓ４３２のいずれかにおいてＨｉＶ／Ｔタイミング時における運転状態に対応したサンプリング動作タイミングＳＥＬＶＥＨ，ＳＥＬＶＦＨ，ＳＥＬＶのいずれかが求まると、次にステップＳ４３４に進み、オブザーバＯＢＳＶが、いずれかのサンプリング動作タイミングに基づいて排気系集合部の空燃比ＫＡＣＴのサンプリング処理を行う。
【０１３２】
以上のステップＳ４０２〜Ｓ４３２の処理が、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖに相当する。従って、図２５の下部に示すように、ＣＰＵコア６４はＬＡＦセンサ５４の最大値と最小値を正確に認識することができる。そして、この構成によりオブザーバＯＢＳＶを用いて各気筒の空燃比＃ｎＡ／Ｆを推定するときも、実際の集合部空燃比ＫＡＣＴ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、それに伴って、気筒別フィードバック制御の信頼性を向上させることができる。更に、前述した第２のフィードバック系にあっても、この排気系空燃比ＫＡＣＴに基づいてＰＩＤ制御則と適応制御則による補正係数ＫＬＡＦとＫＳＴＲを求めることができ、制御の信頼性の向上が図られる。
【０１３３】
次に、図５中のステップＳ８００における気筒別フィードバック制御の動作を図２１のフローチャートに基づいて説明する。尚、本実施例の内燃機関１０にはバルブタイミング機構３００が設けられているので、バルブタイミングＨｉＶ／ＴとＬｏＶ／Ｔに応じて気筒別の空燃比＃ｎＡ／Ｆを推定した後、気筒別フィードバック補正係数＃ｎＫＬＡＦを求めるようになっている。
【０１３４】
図２１において、ステップＳ８０２では、図２０中のステップＳ４３４において求められたＨｉＶ／Ｔ用の排気系集合部の空燃比ＫＡＣＴをオブザーバ行列の演算に適用することにより、ＨｉＶ／Ｔ用の気筒別空燃比＃ｎＡ／Ｆを求め、続いてステップＳ８０４に進んで、ＬｏＶ／Ｔ用の排気系集合部の空燃比ＫＡＣＴをオブザーバ行列の演算に適用することによりＬｏＶ／Ｔ用の気筒別空燃比＃ｎＡ／Ｆを求める。
【０１３５】
続いてＳ８０６に進んで現在のバルブタイミングＶ／Ｔを判断し、判断結果に応じてステップＳ８０８または８１０に進んで、ＨｉＶ／Ｔ用またはＬｏＶ／Ｔ用のいずれかの気筒別空燃比＃Ａ／Ｆを選択する。このように、ステップＳ８０２〜Ｓ８１０においては、バルブタイミングＶ／Ｔに応じた気筒別空燃比＃ｎＡ／Ｆを求めるために、オブザーバＯＢＳＶによる気筒別空燃比推定処理が行われる。次に、ステップＳ８１２において、ＰＩＤ制御則を用いてこれらの気筒別空燃比＃ｎＡ／Ｆから気筒別フィードバック補正係数＃ｎＫＬＡＦを演算し、更に図５中のステップＳ９００に示した気筒別の出力燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔを求めて、ＴＤＣ周期のフィードバック制御が完了する。
【０１３６】
このように、この実施例によれば、ＥＧＲ機構１００の動作の有無に応じて、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂをパラメータとして所定のマップを検索することにより、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖのサンプリングタイミングを最適化するので、排気ガスの挙動に良く追従したサンプリングタイミングで集合部空燃比ＫＡＣＴを求めることができる。より具体的には、従来技術においては、ＥＧＲ機構１００が動作していない状態では、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖのサンプリングタイミングが排気系集合部の排気ガスの挙動と良く一致していたとしても、ＥＧＲ機構１００が動作すると、吸気圧力Ｐｂが高負荷側に移る結果、排気ガスの流速が増してＬＡＦセンサ５４への到達時間が早まり、更に機関回転数Ｎｅが下がるので、サンプリング動作ブロックｓｅｌ−Ｖのサンプリングタイミングが、排気系集合部の排気ガスの挙動からずれることになり、集合部空燃比ＫＡＣＴを高精度でサンプリングすることが困難であったが、この実施例によれば、ＥＧＲ機構１００の動作の有無によって変化する機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂのパラメータに基づいて予め設定されている所定データマップを検索することにより、最適なサンプリング動作タイミングを得るので、排気ガスの挙動に良く追従したサンプリングタイミングで集合部空燃比ＫＡＣＴを求めることができる。結果、オブザーバＯＢＳＶによる気筒別空燃比＃ｎＡ／Ｆを高精度で求めることを可能にすると共に、高精度の気筒別フィードバック制御を実現することができ、排気ガスの浄化効率を向上させることができる。
【０１３７】
【発明の効果】
本発明によれば、排気還流機構の動作の有無に応じて排気ガスが挙動しても、それに追従したサンプリングタイミングで排気系集合部の空燃比をサンプリングすることができる。この結果、オブザーバによる気筒別空燃比の推定精度の向上を図ることができると共に、各気筒に供給する気筒別燃料噴射量を高精度でフィードバック制御することができるので、排気ガスの浄化効率の向上を図ることができるという優れた効果を発揮するものである。
【図面の簡単な説明】
【図１】実施例に係わる内燃機関の燃料噴射装置の全体構成を示す概略構成図である。
【図２】図１中の制御ユニットの構成を示すブロック図である。
【図３】図１中の空燃比センサ出力特性を示す説明図である。
【図４】実施例に係わる内燃機関の燃料噴射装置の機能を示すブロック線図である。
【図５】燃料噴射装置の動作を説明するためのフローチャートである。
【図６】フィードフォワード系の動作を説明するためのフローチャートである。
【図７】フィードフォワード系の機能を説明するためのブロック図である。
【図８】第１のフィードバック系の動作を説明するためのフローチャートである。
【図９】第２のフィードバック系の機能を説明するためのブロック図である。
【図１０】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１１】実際の空燃比に対するサンプリングタイミングの良否を示す説明図である。
【図１２】ＬＡＦセンサのモデルを示すブロック図である。
【図１３】ＬＡＦセンサのモデルを更に示すブロック図である。
【図１４】ＬＡＦセンサのＺ変換表示モデルを示すブロック図である。
【図１５】空燃比推定器を示すブロック線図である。
【図１６】一般的なオブザーバを示すブロック線図である。
【図１７】実施例に係わるオブザーバの構成を示すブロック線図である。
【図１８】空燃比推定器とオブザーバとを組合わせた構成を示すブロック線図である。
【図１９】第３のフィードバック系の機能を示すブロック線図である。
【図２０】サンプリング動作ブロック（ｓｅｌ−Ｖ）における検出空燃比のサンプリング動作を示すフローチャートである。
【図２１】第３のフィードバック系（気筒別フィードバック系）において気筒別フィードバック補正係数を求めるための動作を説明するフローチャートである。
【図２２】図２０のフローチャートで使用されるタイミングマップを示す説明図である。
【図２３】図２０のフローチャートで使用されるタイミングマップの特性を更に示す説明図である。
【図２４】機関回転数と機関負荷に対する空燃比センサの出力特性を示す説明図である。
【図２５】サンプリング動作ブロック（ｓｅｌ−Ｖ）のサンプリング動作を説明するための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、１４…エアクリーナ、１６…スロットル弁、
１８…サージタンク、２０…吸気マニホールド、２２…インジェクタ、２４…排気マニホールド、２６…排気管、２８，３０…触媒装置、３２…電磁弁、３４…バイパス路、３６…エンジン制御ユニット、３８…燃料タンク、４０…クランク角検出センサ、４２…スロットル開度検出センサ、４４…絶対圧センサ、４６…吸気温度センサ、４８…大気圧センサ、５０…水温センサ、５２…タイミング検出センサ、５４…空燃比検出センサ（ＬＡＦセンサ）、５６…Ｏ_２センサ、
５８，６０…ローパスフィルタ、６２…マイクロプロセッサ、６４…ＣＰＵコア、６６…検出回路、６８…マルチプレクサ、７０…検出回路、７２…Ａ／Ｄ変換器、７４…ＲＡＭ、７６…ＲＯＭ、７８…波形整形回路、８０…カウンタ、８２〜８８…駆動回路、１００…ＥＧＲ機構、１０２…電磁弁、２００…キャニスタパージ機構、２０２…電磁弁、３００…バルブタイミング機構。[0001]
[Industrial applications]
The present invention relates to a fuel injection control device for an internal combustion engine, and more particularly to estimating an air-fuel ratio of each cylinder based on a detection output of an air-fuel ratio sensor installed in an exhaust gas collecting portion, and based on an air-fuel ratio of each cylinder. The present invention relates to a fuel injection control device that performs feedback control of the fuel injection amount for each cylinder supplied to each cylinder of the multi-cylinder internal combustion engine so as to reduce the variation in the air-fuel ratio of each cylinder.
[0002]
[Prior art]
Conventionally, in a fuel injection control device for an internal combustion engine, attention has been paid to the fact that the exhaust gas purification rate by a catalyst device provided in an exhaust system is maximized at a stoichiometric air-fuel ratio, and an air-fuel ratio sensor provided in the exhaust system is used. Is detected, and the fuel injection amount is feedback-controlled so that the detected value becomes the stoichiometric air-fuel ratio (JP-A-59-101562). Further, even if only one air-fuel ratio sensor is provided in the exhaust system collecting portion of a multi-cylinder internal combustion engine to detect the air-fuel ratio, the air-fuel ratio of each cylinder cannot be accurately detected, and the air-fuel ratio of all cylinders cannot be detected. Since only the mixture value is detected, if the air-fuel ratio is feedback-controlled based on the detected value, there is a problem that the emission is deteriorated. In order to solve such a problem, a theoretical model of the exhaust system is constructed, and the air-fuel ratio of each cylinder is estimated by applying the detection output of one air-fuel ratio sensor to this theoretical model. There is a technique for performing feedback control of the air-fuel ratio of each cylinder to a target value based on the value (JP-A-5-180040). Furthermore, in this technique, a true air-fuel ratio (air-fuel ratio of the exhaust system collecting portion) cannot be obtained by simply sampling the detection output of the air-fuel ratio sensor in synchronization with the system clock of the engine control unit (ECU). In order to solve the problem, a sampling operation block (referred to as sel-V) is provided. That is, since the behavior of the exhaust gas in the exhaust system gathering portion varies depending on the engine speed and the like, the air-fuel ratio of the exhaust system gathering portion is obtained by setting a sampling timing that can follow the behavior of the exhaust gas. Like that. Then, the air-fuel ratio for each cylinder is obtained from the air-fuel ratio thus obtained, and the above-described feedback control for each cylinder is performed based on the air-fuel ratio for each cylinder.
[0003]
According to this technique, the air-fuel ratio can be set for each cylinder, and it is not necessary to provide a plurality of air-fuel ratio sensors independently for each cylinder, so that a simple structure is realized.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
However, when the flow rate of the exhaust gas passing through the exhaust system collecting portion changes and the engine speed changes according to the presence or absence of the operation of the exhaust gas recirculation mechanism (EGR mechanism), the sampling operation block changes the behavior of the exhaust gas. A deviation occurs between the sampling operation timing and the sampling operation timing.In other words, since the behavior of the exhaust gas and the sampling operation timing are not accurately synchronized, it is difficult to accurately determine the air-fuel ratio of the exhaust system collecting part, and the feedback control for each cylinder is performed. However, there is a problem in that the accuracy of the air-fuel ratio decreases, and the air-fuel ratio responsiveness and the emission deteriorate.
[0005]
The present invention has been made in view of such a problem of the related art, and always samples the air-fuel ratio of the exhaust system collecting portion accurately regardless of whether or not the exhaust gas recirculation mechanism is operated, and obtains a sampling value. It is an object of the present invention to provide a fuel injection amount control device for an internal combustion engine capable of performing highly accurate cylinder-by-cylinder feedback control based on the above.
[0006]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve such an object, the present invention provides an air-fuel ratio of an air-fuel mixture discharged from each cylinder of the multi-cylinder internal combustion engine, which is disposed in an exhaust system collecting portion of the multi-cylinder internal combustion engine having an exhaust gas recirculation mechanism. Air-fuel ratio detection means for detecting, and an observer for inputting the air-fuel ratio and observing the internal state of the exhaust system based on a model defining the behavior of the air-fuel ratio in the exhaust system of the multi-cylinder internal combustion engine. Air-fuel ratio estimating means for estimating the air-fuel ratio of each cylinder, and supplying the air-fuel ratio to each cylinder of the multi-cylinder internal combustion engine so as to reduce the variation in the air-fuel ratio of each cylinder based on the estimated air-fuel ratio of each cylinder. An air-fuel ratio correction coefficient calculating means for calculating a cylinder-by-cylinder air-fuel ratio correction coefficient for correcting a cylinder-by-cylinder fuel injection amount. A configuration including a timing adjusting unit that estimates an air-fuel ratio for each cylinder by inputting an air-fuel ratio from the air-fuel ratio estimating unit at a timing and adjusts the sampling timing in accordance with the presence or absence of operation of the exhaust gas recirculation mechanism. I made it.
[0007]
[Action]
In the fuel injection amount control device for an internal combustion engine according to the present invention, the timing adjusting unit inputs the air-fuel ratio from the air-fuel ratio estimating unit at a sampling timing according to the operating state of the multi-cylinder internal combustion engine, so that the individual cylinders are different. The air-fuel ratio is estimated, and the sampling timing is adjusted according to when exhaust gas recirculation is performed by operation of the exhaust gas recirculation mechanism and when exhaust gas recirculation is performed by non-operation.
[0008]
【Example】
An embodiment of a fuel injection control device for an internal combustion engine according to the present invention will be described with reference to the drawings. A typical example applied to a four-cylinder internal combustion engine will be described.
[0009]
FIG. 1 is a schematic diagram showing the overall configuration of the fuel injection control device. In FIG. 1, intake air introduced from an air cleaner 14 provided at the end of an intake pipe 12 passes through a surge tank 18 and an intake manifold 20 while being adjusted in flow rate by a throttle valve 16, and further passes through an intake valve (not shown) for each cylinder. ) Flows into each cylinder of the four-cylinder internal combustion engine 10.
[0010]
An injector 22 for fuel injection is provided in the vicinity of the intake valve of each cylinder, and a mixture of intake air and injected fuel is ignited by a spark plug (not shown) provided for each cylinder and burned. Then, each piston (not shown) is driven.
[0011]
The exhaust gas after the combustion is discharged to an exhaust manifold 24 via an exhaust valve (not shown) of each cylinder, and further passes through an exhaust pipe 26 connected to a collection portion of the exhaust manifold 24, thereby obtaining a first three-way catalyst device. 28 and the second three-way catalyst device 30 and are discharged outside the engine.
[0012]
The throttle valve 16 is driven and controlled by a pulse motor M that rotates in accordance with an operating condition such as the amount of depression of an accelerator pedal. Secondary air is provided near the throttle valve 16 in the intake pipe 12 in accordance with the amount of opening and closing of the electromagnetic valve 32. A bypass 34 for controlling the amount is provided. The throttle valve 16 may be mechanically linked with the accelerator pedal, similarly to a generally known mechanism.
[0013]
Further, the internal combustion engine 10 includes an exhaust recirculation mechanism (EGR mechanism) 100 that recirculates a part of the exhaust gas to the intake system by controlling the opening and closing amount of an electromagnetic valve (not shown), and a gas generated in the fuel tank 38. A canister purge mechanism 200 for supplying the evaporating fuel (purge gas) to the intake system in accordance with the opening / closing amount of a solenoid valve (not shown) is provided.
[0014]
Further, the internal combustion engine 10 is provided with a so-called variable valve timing mechanism 300 disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2-275043 or the like, and indicates an operating state such as the engine speed Ne and the intake pressure Pb in the intake system. The valve timing V / T of the internal combustion engine 10 is variably controlled between two types of timing characteristics LoV / T and HiV / T according to the parameters.
[0015]
Further, a crank angle detection sensor 40 for detecting a crank angle position of a piston (not shown) is provided in a distributor (not shown) of the internal combustion engine 10, and the throttle opening θ near the throttle valve 16._THThe intake pipe 12 has an absolute pressure sensor 44 for detecting an intake pressure (absolute pressure) Pb on the downstream side of the throttle valve 16 and an intake air temperature on the upstream side of the throttle valve 16. An intake air temperature sensor 46 for detecting is provided. At an appropriate position of the internal combustion engine 10, an atmospheric pressure sensor 48 for detecting the atmospheric pressure Pa and a water temperature sensor 50 for detecting the temperature Tw of the engine cooling water are provided. Although not shown in FIG. 1, the variable valve timing mechanism 300 includes a detection sensor 52 for detecting a selected valve timing characteristic. The detection signals of these sensors 40 to 52 are supplied to the control unit 36 one by one.
[0016]
In the exhaust pipe 26, a wide-range air-fuel ratio sensor 54 as first air-fuel ratio detecting means is mounted at a position upstream of the three-way catalyst device 28, and a second air-fuel ratio sensor 54 is provided between the three-

way catalyst devices

28 and 30. O as an air-fuel ratio detecting means₂The sensor 56 is mounted.
[0017]
As the wide-range air-fuel ratio sensor 54, an LAF sensor disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. HEI 2-11842, which was previously filed by the present applicant, is applied. The LAF sensor 54 has a wide range of exhaust gas from lean to rich. It has a wide range of characteristics that can detect the oxygen concentration inside linearly. The LAF sensor 54 and O₂Each detection signal of the sensor 56 is supplied to the control unit 36 through the low-

pass filters

58 and 60 set to a predetermined cutoff frequency.
[0018]
Next, the system configuration of the control unit 36 will be described based on the circuit block diagram of FIG. The control unit 36 includes a microprocessor 62 and various input / output ports, and a central control unit (hereinafter, referred to as a CPU core) 64 executes various application programs, which are implemented as firmware by the ROM 76, to be described later. Feed forward control and feedback control are performed.
[0019]
The detection signal of the LAF sensor 54 is input to the first detection circuit 66 via the low-pass filter 58, and the detection circuit 66 performs a predetermined linearization process on the detection signal, thereby obtaining exhaust gas over a wide range from lean to rich. A linear air-fuel ratio (A / F) proportional to the oxygen concentration in the air is obtained and output to the multiplexer 68. O₂The detection signal from the sensor 56 is input to the second detection circuit 70 via the low-pass filter 60, and the detection circuit 70 applies the detection signal value to the characteristic curve as shown in FIG. A signal indicating whether the air-fuel ratio of the supplied mixture is rich or lean with respect to the stoichiometric air-fuel ratio (λ = 1) is generated and output to the multiplexer 68. The detection signals from the sensors 42 to 52 are also supplied to the multiplexer 68. Each signal is time-division-transferred to an A / D converter 72 via a multiplexer 68 that performs channel switching in synchronization with a predetermined switching timing, converted into digital data, and stored in a random access memory (RAM) 74. It is stored in a predetermined buffer area or used for the operation of the CPU core 64. In this embodiment, the A / D converter 72 A / D converts the detection signal from the second detection circuit 70 every predetermined crank angle (for example, 15 degrees).
[0020]
Further, the detection signal from the crank angle sensor 40 is shaped into a binary logic rectangular signal by the waveform shaping circuit 78, and then counted by the counter 80. The counted value is also stored in a predetermined buffer area of the RAM 74. It is used for the operation of the CPU core 64.
[0021]
The read-only memory (ROM) 76 previously stores the various application programs described above, the map data of the above-described timing characteristics LoV / T and HiV / T, and various search map data described later. By executing the above-mentioned application program while applying the various data in the RAM 74 and the ROM 76, the optimum fuel injection control condition corresponding to the operating state is obtained, and the injector 22, the solenoid valve 32, the exhaust recirculation via each of the driving circuits 82 to 88. The solenoid valve 102 of the mechanism (EGR mechanism) 100 and the solenoid valve 202 of the canister purge mechanism 200 are controlled.
[0022]
FIG. 4 is a block diagram showing the function of the fuel injection control device according to the present embodiment, which is provided with a feedforward control system for compensating the characteristics of the intake system for the internal combustion engine 10 and three feedback control systems. By executing the various application programs described above, a control function equivalent to the block diagram is exhibited.
[0023]
That is, as in the main flowchart shown in FIG. 5, in step S400, the engine speed Ne, the intake pressure Pb, the throttle opening θ_TH, The latest various sensor outputs, such as the cooling water temperature Tw, are read into the RAM 74, and the basic fuel injection amount TiM-F is determined by performing the arithmetic processing of the feedforward control system in step S500, and the first feedback is performed in step S600. A target air-fuel ratio KCMD, a target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM, and the like are obtained by performing a system operation process, and a correction factor KSTR for adaptive feedback control is obtained by performing a second feedback system operation process in step S700. And KLAF, and the like, and a third feedback system calculation process is performed in step S800 to obtain a cylinder-specific air-fuel ratio correction coefficient #nKLAF. In step S900, the target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM is added to the basic fuel injection amount TiM-F. And each correction coefficient KS By multiplying TR or KLAF by #nKLAF or the like, the final output fuel injection amount #nTout for each cylinder is determined and the injector 22 is driven. The subscript #n indicates each cylinder, and the output fuel injection amount #nTout specifies the valve opening time of the injector 22 of each cylinder. Further, the processing of this main flowchart is performed in synchronization with TDC.
[0024]
Next, the function will be described for each block. First, a feedforward control system (indicated as "FFC" in FIG. 4) is disclosed in Japanese Patent Application No. Hei 6-197238 previously proposed by the present applicant, so that the throttle valve in the intake system is briefly described. A fluid dynamics model (mathematical model) is constructed for all effective volumes (chambers including the corresponding portion of the intake pipe 12 and the surge tank 18) from the downstream of the cylinder 16 to the suction port of each cylinder, and the throttle opening θ_THBy applying the pressure and the intake pressure Pb to this fluid dynamic model, the optimum basic fuel injection amount TiM-F in all operating states including not only the steady operating state but also the transient operating state is determined.
[0025]
FIG. 6 is a flowchart showing a calculation routine (corresponding to step S500 in FIG. 5) of the basic fuel injection amount TiM-F, and FIG. 7 is a block diagram for explaining this calculation routine. The function of the forward control system will be described. In step S502, it is determined whether or not the engine is in a start state. If the result is affirmative, the basic fuel injection amount TiM-F corresponding to the start mode is set in step S504. If the result is negative, the fuel cut state is determined in step S506. Is determined. If the result is affirmative, the basic fuel injection amount TiM-F (= 0) for fuel cut is set in step S508, and if the result is negative, a step for setting the basic fuel injection amount corresponding to the normal operation state is performed. The process proceeds to S510 and subsequent steps.
[0026]
In step S510, a predetermined map in the ROM 76 is searched using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters to obtain the fuel injection amount (reference value) TiM in the steady operation state. That is, the fuel injection amount TiM using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters is obtained in advance based on the speed density method, and the fuel injection amount TiM is stored in the ROM 76 as map data.
[0027]
In step S512, the throttle opening θ_THIs applied to the first-order lag transfer function (1-B) / (Z-B) to obtain the throttle opening θ_THPrimary delay value θ_TH-DIs calculated. That is, in the transient operation state, the throttle opening θ_THDoes not directly correspond to the intake air amount at the intake port, the primary delay value θ_TH-DIs to be approximated. Note that B in the transfer function is a coefficient.
[0028]
In step S514, as shown in FIG. 7, a map previously stored in the ROM 76 is searched to obtain the throttle opening θ._THAnd the throttle opening θ corresponding to the throttle projection area (throttle projection area in the longitudinal direction of the intake pipe) S_THAnd a correction coefficient (product of the flow coefficient α and the gas expansion correction coefficient ε) C corresponding to the intake pressure Pb, and multiplying the throttle projection area S by the correction coefficient C to obtain a throttle effective opening area in a steady operation state. A is calculated.
[0029]
In step S516, as shown in FIG. 7, the primary delay value θ of the throttle opening is searched by searching a map stored in the ROM 76 in advance._TH-DAnd the first order delay value θ_TH-DAnd the correction coefficient C corresponding to the intake pressure Pb, and multiplying the throttle projection area S by the correction coefficient C to obtain the throttle effective opening area A in the transient operation state._DELAYIs calculated.
[0030]
In step S518, the opening section A of the bypass passage 34_BYPASSConsidering also
[0031]
(Equation 1)

[0032]
Thus, the effective opening area A in the steady operation state and the effective opening area A in the transient operation state_DE _LAYAnd the ratio RATIO-A is calculated.
[0033]
In step S520, by multiplying the fuel injection amount TiM by the ratio RATIO-A, a fuel injection amount TiM-F 'adapted to the steady operation state and the transient operation state is obtained. That is, the value of the ratio RATIO-A is 1 in the steady operation state and a certain value except 1 in the transient operation state, and thus corresponds to both the steady operation state and the transient operation state. Therefore, by multiplying the fuel injection amount TiM by the ratio RATIO-A, the fuel injection amount TiM-F ′ adapted to the steady operation state and the transient operation state is obtained.
[0034]
In step S522, the correction coefficient KTOTAL is searched by searching a predetermined map in the ROM 76 based on parameters such as the engine speed Ne, the intake pressure Pb, the intake temperature and the cooling water temperature Tw, the purge gas concentration PUG, and the exhaust gas recirculation rate. Then, the basic fuel injection amount TiM-F that compensates for the influence of the EGR mechanism 100 and the canister purge mechanism 200 is determined by multiplying the fuel injection amount TiM-F ′ by the correction coefficient KTOTAL.
[0035]
As described above, even if the amount of air flowing into the cylinder fluctuates due to a change in the operating state, the feedforward control system can control the throttle opening θ_THThe optimum basic fuel injection amount TiM-F corresponding to the amount of air flowing into the cylinder is determined from the intake air pressure Pb and the intake pressure Pb.
[0036]
Next, the first feedback system will be described. This feedback system includes functional blocks indicated by “KCMD”, “KCMD correction”, and “KCMDM” in FIG. 4 and performs arithmetic processing according to a flowchart shown in FIG. 8 (corresponding to step S600 in FIG. 5).
[0037]
First, in step S602 in FIG. 8, a basic map KBS of the air-fuel ratio is obtained by searching a predetermined map in the ROM 76 using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters. That is, the basic value KBS is set to O during normal operation using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters.₂The air-fuel ratio data can be obtained from the output of the sensor 56, and is stored in the ROM 76 in advance. Note that this map also stores basic values corresponding to the idle operation state. Further, in the case of a so-called lean-burn engine for improving the combustion characteristics by increasing the air-fuel ratio supplied to the engine when the engine is under a low load (smaller in terms of the equivalent ratio), the basic value for the lean burn is also stored. Have been.
[0038]
In step S604, it is determined by referring to the value of a built-in timer circuit (not shown) whether or not the lean burn control is performed after the engine is started. The lean correction coefficient is, for example, 0.89, and otherwise 1.0.
[0039]
This determination is made for the following reason. The variable valve timing mechanism 300 is provided in the internal combustion engine 10 according to the present embodiment, and during a cranking period (start period) after the start, one of the intake valves of each cylinder is stopped to operate to achieve the target idle time. Lean burn control is performed to set the fuel ratio slightly leaner than the stoichiometric air-fuel ratio. As a result, it is possible to suppress an increase in hydrocarbons (HC) even during a startup period in which the catalyst device has not yet been activated. This is because the effect is to be exhibited. In a normal internal combustion engine having two intake valves for each cylinder (an internal combustion engine having no variable valve timing mechanism), if the target air-fuel ratio is set to a lean side after starting the engine, the However, in the internal combustion engine according to the present embodiment having the variable valve timing mechanism 300, one of the intake valves is stopped and the combustion chamber is stopped. As a result, a swirl current called so-called swirl is generated, so that stable combustion can be obtained even if the engine is leaned immediately after the engine is started. In step S606, it is determined whether or not the throttle opening is fully open (WOT), and a fully-open increase correction value is calculated in accordance with the determination result. Further, in step S608, it is determined whether or not the cooling water temperature Tw is high. The increase correction coefficient KTWOT is calculated according to the result of this determination. The increase correction coefficient KTWOT also includes a correction coefficient value for protecting the engine at a high water temperature.
[0040]
In step S610, the basic value KBS is corrected by multiplying the correction coefficient KTWOT by the basic value KBS, and the target air-fuel ratio KCMD is determined by the calculation shown in Expression 2. That is, as shown in FIG.₂Within a range in which the output of the sensor 56 has a linear characteristic (shown by a broken line on the vertical axis), after setting a window (hereinafter referred to as DKCMD-OFFSET) for performing fine control of the air-fuel ratio, The target air-fuel ratio KCMD is obtained by adding the window value DKCMD-OFFSET to the value KBS.
[0041]
(Equation 2)

[0042]
Next, in step S612, after performing a limit process of the target air-fuel ratio KCMD (k) (where k is a time), in step S614, the target air-fuel ratio KCMD (k) is set to a value of 1 or a value close thereto. It is determined whether or not there is, and if affirmative, in step S616, O₂The activation of the sensor 54 is determined. This activation determination is performed by another routine (not shown).₂The detection is performed by detecting a voltage change of the detection signal of the sensor 56.
[0043]
Next, in step S618, MIDO₂The control value DKCMD is calculated. Here, MIDO₂The control means that O downstream of the three-way catalyst device 28 is controlled.₂This means that the target air-fuel ratio KCMD (k) of the upstream LAF sensor 54 is made variable by the output of the sensor 56. Specifically, as shown in FIG. 3, the predetermined comparison voltages VrefM and O₂This is performed by calculating the value DKCMD using the PID control law for the deviation of the output voltage VO2M of the sensor 56. The comparison voltage VrefM is determined according to the atmospheric pressure Pa, the water temperature Tw, the exhaust volume (which can be determined from the engine speed Ne and the intake pressure Pb), and the like.
[0044]
Further, the above-mentioned window value DKCMD-OFFSET is an offset value added to maintain the purification rate of the three-

way catalyst devices

28 and 30 in an optimum state, and differs due to characteristics unique to the catalyst devices. It is determined in consideration of the characteristics of the three-way catalyst device 28. Further, since the window value DKCMD-OFFSET changes due to aging of the

catalyst devices

28 and 30, the window value DKCMD-OFFSET is learned by a weighted average using the calculated value of the value DKCMD every time. In particular,
[0045]
(Equation 3)

[0046]
Is calculated by the following equation. Here, W is a weight coefficient, and k is a time, and more specifically indicates a control cycle. That is, by learning and calculating the target air-fuel ratio KCMD with the previous calculated value of the window value DKCMD-OFFSET, feedback is provided to the air-fuel ratio at which the purification rates of the

catalyst devices

28 and 30 become optimal without being affected by aging. I control it.
[0047]
Next, in step S620, the target air-fuel ratio KCMD (k) is added to the calculated value DKCMD (k) to set (update) a new target air-fuel ratio KCMD (k). Next, in step S622, The correction coefficient KETC is obtained by searching a predetermined table in the ROM 76 based on the updated target air-fuel ratio KCMD (k). The correction coefficient KETC is provided to compensate for the difference in the charging efficiency of the intake air due to the heat of vaporization. Specifically, a corrected (updated) target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM (k) is calculated by multiplying the obtained correction coefficient KETC by the target air-fuel ratio KCMD (k). That is, in this control, the target air-fuel ratio is indicated by the equivalent ratio, and the value obtained by performing the charging efficiency correction on the target air-fuel ratio is set as the target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM (k).
[0048]
If the result in step S614 is NO, the target air-fuel ratio KCMD (k) to be controlled is greatly deviated from the stoichiometric air-fuel ratio. Jump to S622.
[0049]
Finally, in step S624, a limit process of the target air-fuel ratio correction coefficient KCMD (k) is performed, and as shown in FIG. 4, the target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM is added to the basic fuel injection amount TiM-F from the feedforward control system. The required fuel injection amount Tcyl is calculated by multiplying by (k).
[0050]
As described above, the function of the first feedback system is that the basic value KBS of the air-fuel ratio in the steady operation state is₂The target air-fuel ratio KCMD and the target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM are obtained by performing the above-described predetermined correction processing based on the output of the sensor 56, and the basic air-fuel ratio TiM-F is multiplied by the target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM. , The required fuel injection amount Tcyl that can set the ideal air-fuel ratio for the catalyst device is calculated.
[0051]
Next, the second feedback system will be described. This feedback system includes an adaptive controller indicated by “STR” in FIG. 4, a PID controller indicated by “PIDC”, and a switching mechanism indicated by “switch SW”. This is realized by executing a predetermined application program by the core 64. Since this feedback system is disclosed in detail in Japanese Patent Application No. Hei 6-340021, its outline will be described here.
[0052]
In this feedback system, simply calculating the required fuel injection amount Tcyl by multiplying the basic fuel injection amount TiM calculated by the feedforward system by the target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM causes a response delay of the internal combustion engine 10 or the like. As a result, the target air-fuel ratio KCMD becomes a blunted air-fuel ratio, and in order to dynamically compensate the response of the air-fuel ratio from the target air-fuel ratio KCMD, a feedback correction coefficient KSTR is obtained by using the adaptive controller STR. The required fuel injection amount Tcyl is further corrected by the feedback correction coefficient KSTR. Furthermore, since the adaptive controller STR has a relatively high control response, when the target air-fuel ratio KCMD greatly fluctuates in accordance with the operating state, the control amount oscillates and the stability of the control decreases. If the control becomes unstable due to a problem, the required fuel injection amount Tcyl is corrected by the feedback correction coefficient KLAF obtained by the PID controller PIDC. A switching mechanism is provided to switch between and apply these feedback correction coefficients KSTR and KLAF according to the operating state. Furthermore, when switching the feedback correction coefficients determined based on different control rules, since the characteristics are different, a step occurs in the correction coefficients, the operation amount changes suddenly, the control amount becomes unstable, and the control amount becomes unstable. Since the stability may be reduced, the switching mechanism smoothly performs the switching so as to prevent discontinuity in the feedback correction coefficient.
[0053]
First, the PID controller PIDC determines a target air-fuel ratio based on an air-fuel ratio (hereinafter, referred to as a detected air-fuel ratio KACT) of an exhaust system collecting portion estimated by a sampling operation block (indicated by “sel-V” in the figure). Dynamically compensate for KCMD. Here, the sampling operation block sel-V has a function of calculating the detected air-fuel ratio KACT from the detection signal of the LAF sensor 54, and uses the detected air-fuel ratio KACT in a third feedback system described later. Thus, a predetermined feedback control is performed. The details of the sampling operation block sel-V will be described together with the third feedback system.
[0054]
Describing the processing of the PID controller PIDC, first, the control deviation DKAF between the target air-fuel ratio KCMD and the detected air-fuel ratio KACT is calculated by:
[0055]
(Equation 4)

[0056]
And ask. Note that d 'indicates a dead time until KCMD is reflected in KACT. Therefore, KCMD (k-d ') indicates the target air-fuel ratio before the dead time control cycle. KACT (k) indicates the detected air-fuel ratio in the current control cycle. In addition, the air-fuel ratio in this specification indicates both the target value KCMD and the detected value KACT as an equivalent ratio, that is, Mst / M = 1 / λ (Mst is the stoichiometric air-fuel ratio, and M is the air consumption. The ratio A / F between A and the fuel consumption F, λ is the excess air ratio).
[0057]
Next, the P term KLAFP (k), I term KLAFI (k), and D term KLAFD (k) are multiplied by a predetermined coefficient,
[0058]
(Equation 5)

[0059]
And ask.
[0060]
As described above, the P term is obtained by multiplying the deviation DKAF (k) by the proportional gain KP, and the I term is to add a value obtained by multiplying the deviation by the integral gain KI to the previous value KLAF (k) of the feedback correction coefficient. The D term is obtained by multiplying the difference between the present value DKAF (k) of the deviation and the previous value DKAF (k-1) by the differential gain KD. The gains KP, KI, and KD are obtained by a predetermined map search using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters. Further, as shown in Expression 6, these values are added together, and the offset value 1.0 is further added to obtain the current value KLAF (k) of the feedback correction coefficient based on the PID control law of the PID controller PIDC.
[0061]
(Equation 6)

[0062]
Next, the function of the adaptive controller STR will be described with reference to FIG. The adaptive controller STR has a STR controller and a parameter adjusting mechanism. The STR controller is configured to control a target air-fuel ratio KCMD (k) from a first feedback system and a detected air-fuel ratio from the sampling operation block (sel-V). By inputting KACT (k) and receiving a coefficient vector identified by the parameter adjustment rule (mechanism) proposed by Landau et al., And performing adaptive digital signal processing, a feedback correction coefficient KSTR (k) is calculated. In other words, the feedback correction coefficient KSTR (k) is calculated using the recurrence formula.
[0063]
According to this method, a so-called adaptive system is converted into an equivalent feedback system composed of a linear block and a non-linear block. For a non-linear block, Popov's integral inequality regarding input and output is established, and the linear block is strongly positive. By determining the adjustment rule, the stability of the adaptive system is guaranteed. This method is described in, for example, “Computer Roll” (Corona Co., Ltd.) No. 27 to 28 to 41, or "Automatic Control Handbook" (Ohm), pages 703 to 707.
[0064]
An adaptive control technique using the Landau et al. Adjustment rule will be described below. According to the Landau et al. Adjustment rule, the transfer function A (Z^-1) / B (Z^-1When the polynomial of the denominator and numerator in equation (7) is expressed as (1) and (2) in equation (7), the adaptive parameter θ hat (k) and the input ζ (k) to the adaptive parameter adjusting mechanism are (3) in equation (7). It is defined as 4 ▼. In Equation 7, a case where m = 1, n = 1, and d = 3, that is, a plant having a dead time of three control cycles in the primary system is taken as an example. Here, k indicates a time, more specifically, a control cycle.
[0065]
(Equation 7)

[0066]
Here, the adaptive parameter θ hat (k) is expressed by Expression 8. Further, Γ (k) and e asterisk (K) in Equation 8 are a gain matrix and an identification error signal, respectively, and are represented by recurrence formulas such as

Equations

9 and 10.
[0067]
(Equation 8)

[0068]
(Equation 9)

[0069]
(Equation 10)

[0070]
Various specific algorithms are given depending on how to select λ1 (k) and λ2 (k) in Expression 9. When λ1 (k) = 1 and λ2 (k) = λ (0 <λ <2), a gradually decreasing gain algorithm (least square method when λ = 1), λ1 (k) = λ1 (0 <λ1 <1 ), Λ2 (k) = λ2 (0 <λ2 <λ), variable gain algorithm (weighted least squares method when λ2 = 1), λ1 (k) / λ2 (k) = σ, λ3 When λ1 (k) is set to λ3, a fixed trace algorithm is obtained. When λ1 (k) = 1 and λ2 (k) = 0, the fixed gain algorithm is used. In this case, as is apparent from Equation 9, Γ (k) = Γ (k−1), and thus becomes a fixed value of Γ (k) = Γ.
[0071]
[Equation 11]

[0072]
Here, in FIG. 9, the STR controller (adaptive controller) and the adaptive parameter adjusting mechanism are outside the fuel injection amount calculation system, and the detected air-fuel ratio KACT (k) is set to the target air-fuel ratio KCMD ( k−d ′) (where d ′ is a dead time until KCMD is reflected in KACT as described above), and the feedback correction coefficient KSTR (k) is calculated. That is, the STR controller receives the coefficient vector θ hat (k) adaptively identified by the adaptive parameter adjustment mechanism and forms a feedback compensator so as to match the target air-fuel ratio KCMD (k-d ′).
[0073]
As described above, the feedback correction coefficient KSTR (k) and the detected air-fuel ratio KACT (k) are obtained and input to the adaptive parameter adjusting mechanism, where the adaptive parameter θ hat (k) is calculated and input to the STR controller. The target air-fuel ratio KCMD (k) is given as an input to the STR controller, and a feedback correction coefficient shown in Expression 12 using a recurrence formula so that the detected air-fuel ratio KACT (k) matches the target air-fuel ratio KCMD (k). Calculate KSTR (k).
[0074]
(Equation 12)

[0075]
The calculated feedback correction coefficient KSTR (k) is multiplied by the required fuel injection amount Tcyl via the switching mechanism, and the corrected fuel injection amount Tcyl ′ is further applied to a cylinder-by-cylinder air-fuel ratio of a third feedback control system described later. The output fuel injection amount #nTout for each cylinder is obtained by the correction with the correction coefficient #nKLAF.
[0076]
Note that the switching mechanism performs switching processing in synchronization with a predetermined switching flag FKSTR, and in an operating state in which the target air-fuel ratio KCMD greatly fluctuates, switches the feedback correction coefficient KLAF (k) to select the required fuel. In the operating state in which the target air-fuel ratio KCMD does not fluctuate greatly, the feedback correction coefficient KSTR (k) is switched and selected, and the required fuel injection amount Tcyl is multiplied. That is, the required fuel injection amount Tcyl is corrected by the feedback correction coefficient KSTR or KLAF.
[0077]
Next, a third feedback system will be described. This feedback system is basically performed by applying an observer (shown as OBSV in FIG. 4) to the air-fuel ratio of the exhaust system gathering portion estimated by the sampling operation block “sel-V”, that is, the detected air-fuel ratio KACT. Then, an air-fuel ratio #nKACT for each cylinder is obtained, and an air-fuel ratio correction coefficient #nKLAF for each cylinder is calculated from the air-fuel ratio #nKACT for each cylinder according to a PID control law (indicated by PID in FIG. 4). The subscript #n indicates each cylinder. Then, by multiplying the fuel injection amount Tcyl ′ by the cylinder-specific air-fuel ratio correction coefficient #nKLAF, an output fuel injection amount #nTout that can equalize the air-fuel ratio of each cylinder is set. 30 is intended to improve the exhaust gas cleaning efficiency. That is, the third feedback system is for feedback-correcting the variation in the air-fuel ratio among the cylinders. First, before describing the operation of the feedback system, the sampling operation block “sel-V” and the observer will be described.
[0078]
Since the exhaust gas is exhausted in the exhaust stroke, the behavior of the air-fuel ratio in the exhaust system converging section of the multi-cylinder internal combustion engine 10 clearly synchronizes the air-fuel ratio with TDC. Therefore, even when a single LAF sensor 54 is provided in the exhaust gas collecting portion and the air-fuel ratio is sampled, it must be performed in synchronization with TDC. However, depending on the sample timing of the control unit (ECU) 36 that processes the detection output of the LAF sensor 54, the behavior of the air-fuel ratio may not be accurately grasped.
[0079]
That is, for example, when the air-fuel ratio of the exhaust system collecting part with respect to TDC is as shown in FIG. 10, the air-fuel ratio recognized by the control unit 36 becomes a completely different value depending on the sampling timing as shown in FIG. I will. Further, the change in the air-fuel ratio differs depending on the time until the exhaust gas reaches the LAF sensor 54 and the reaction time of the LAF sensor 54. Among them, the time to reach the LAF sensor 54 varies depending on the exhaust gas pressure, the exhaust gas volume, and the like. Further, since sampling is performed in synchronization with TDC based on the crank angle, it is inevitably affected by the engine speed Ne. As described above, the detected value of the air-fuel ratio largely depends on the operating state of the engine. In order to solve such a problem, a sampling operation block sel-V and an observer OBSV are provided.
[0080]
In order to accurately separate and extract the air-fuel ratio of each cylinder from the detection signal of the single LAF sensor 54 provided in the exhaust system collecting section, it is necessary to accurately clarify the detection response delay of the LAF sensor 54. Therefore, as shown in FIG. 12, if this delay is modeled in a pseudo first-order delay system, the state equation can be expressed by Equation 13.
[0081]
(Equation 13)

[0082]
When this is discretized by the period ΔT, it becomes as shown in Expression 14. FIG. 13 is a block diagram of Equation (14).
[0083]
[Equation 14]

[0084]
Therefore, the true air-fuel ratio can be obtained from the detection output of the LAF sensor 54 by using Expression 14. That is, if Expression 14 is modified, Expression 15 is obtained, so that the value at Time k-1 can be inversely calculated from the value at Time k as in Expression 16.
[0085]
(Equation 15)

[0086]
(Equation 16)

[0087]
More specifically, if Equation 15 is expressed as a transfer function using Z-transformation, Equation 17 is obtained. Therefore, the inverse input transfer function is multiplied by the current detection output LAF (k) of the LAF sensor 54 to obtain the previous input space. The fuel ratio can be estimated in real time. FIG. 14 shows a block diagram of the real-time A / F estimator.
[0088]
[Equation 17]

[0089]
Next, a method for separating and extracting the air-fuel ratio of each cylinder based on the true air-fuel ratio obtained as described above will be described. Considering the weighted average in consideration, the value at time k is represented as in Expression 18. Note that, since F (fuel amount) is a control amount, “fuel / air ratio F / A” is used here, but in the following description, for convenience of understanding, “air / fuel ratio” will be used unless troublesome. Note that the air-fuel ratio (or the fuel-air ratio) means a true value obtained by correcting the response delay previously obtained by Expression 17.
[0090]
(Equation 18)

[0091]
That is, the air-fuel ratio of the collecting portion is represented by the sum of the past combustion history of each cylinder multiplied by a weight C (for example, 40% for the most recently burned cylinder, 30% before that, etc.). This model is represented by a block diagram as shown in FIG.
[0092]
The state equation is as shown in Equation 19.
[0093]
[Equation 19]

[0094]
If the air-fuel ratio of the collecting part is y (k), the output equation can be expressed as in Equation 20.
[0095]
(Equation 20)

[0096]
In the above, since u (k) cannot be observed, x (k) cannot be observed even if an observer is designed from this equation of state. Therefore, if it is assumed that x (k + 1) = x (k−3) assuming that the air-fuel ratio before 4TDC (that is, the same cylinder) is in a steady operation state in which the air-fuel ratio does not rapidly change, Equation 21 is obtained.
[0097]
(Equation 21)

[0098]
Then, when a simulation is performed on such a model, a result is obtained in which the model output value follows the measured value of the output of the LAF sensor 54 satisfactorily. Could be verified.
[0099]
Therefore, the problem is reduced to the problem of a normal Kalman filter that observes x (k) in the state equation and the output equation (Equation 20) shown in Equation 22. When the weight matrices Q and R are placed as in Equation 23 and the Riccati equation is solved, the gain matrix K is as shown in Equation 24.
[0100]
(Equation 22)

[0101]
(Equation 23)

[0102]
[Equation 24]

[0103]
When A-KC is obtained from this, it becomes as shown in Equation 25.
[0104]
(Equation 25)

[0105]
By the way, the configuration of a general observer is as shown in FIG. 16, but since there is no input u (k) in this model, there is a configuration in which only y (k) is input as shown in FIG. When this is expressed by a mathematical expression, it becomes as shown in Expression 26.
[0106]
(Equation 26)

[0107]
Here, when y (k) is input, the observer, that is, the system matrix of the Kalman filter is expressed as in Equation 27.
[0108]
[Equation 27]

[0109]
In this model, when the elements of the weight distribution R of the Riccati equation: the elements of Q = 1: 1, the system matrix S of the Kalman filter is given by Expression 28.
[0110]
[Equation 28]

[0111]
FIG. 18 shows a combination of the above-described model and observer. According to the result of the simulation, it was verified that the air-fuel ratio of each cylinder can be accurately extracted from the air-fuel ratio of the collecting portion.
[0112]
As described above, since the observer was able to estimate each cylinder air-fuel ratio # nA / F from the air-fuel ratio A / F (that is, A / F is equivalent to KACT), the PID control law , The cylinder-by-cylinder air-fuel ratio correction coefficient #nKLAF for controlling the air-fuel ratio for each cylinder can be calculated.
[0113]
Specifically, as shown in FIG. 19, the air-fuel ratio (that is, KACT) of the exhaust system collecting part is calculated by the previous calculation value of the average value of all the cylinders of the air-fuel ratio correction coefficient #n for each cylinder. The target value obtained by the division and the estimated value # nA / F for each cylinder of the observer are obtained using a PID control law so as to eliminate the deviation. That is, as shown in Expression 29, the target value KCMDOBSV applied to the PID control law is an average value of the air-fuel ratio correction coefficients # 1KLAF to # 4KLAF of each cylinder estimated at the time of the previous TDC, and the detected air-fuel ratio obtained this time. It is determined by dividing KACT.
[0114]
(Equation 29)

[0115]
On the other hand, the cylinder-by-cylinder air-fuel ratio correction coefficient #nKLAF, as shown in Expression 30, calculates a deviation #nDKACT (m) between the detected air-fuel ratio #nKACT (m) and the target value KCMDOBSV for each cylinder #n. A deviation #nDDKACT between the deviation #nDKACT (m) determined this time and the deviation #nDKACT (m-1) calculated last time is determined, and furthermore, by applying these calculation results, each cylinder #n is corresponded. The KP term, the KI term, and the KD term of the PID control law are determined, and finally, the KP term, the KI term, and the KD term are applied to determine the cylinder-specific air-fuel ratio correction coefficient #nKLAF. Note that #n indicates each of the cylinders # 1 to # 4, and m indicates a time point for every 4 TDC. That is, the cylinder-specific air-fuel ratio correction coefficient #nKLAF is calculated once every 4 TDC. In the following equation, the KPOBSV term, the KIOBSV term, and the KDOBSV term, which are reference gains, are set to different values when the engine is idling and when the engine is not operating, respectively. Since it is stored, a map search is performed according to the driving state at the time of such calculation.
[0116]
[Equation 30]

[0117]
As a result, the air-fuel ratio of each cylinder converges to the air-fuel ratio of the collecting portion, and the air-fuel ratio of the collecting portion converges to the target air-fuel ratio. As a result, the air-fuel ratios of all the cylinders converge to the target air-fuel ratio. Here, the output fuel injection amount #nTout of each cylinder (defined by the valve opening time of the injector) is
[0118]
[Equation 31]

[0119]
(N is a cylinder).
[0120]
In the above description, the basic principle of the sampling operation block sel-V, the observer, and the third feedback system has been described. A more specific operation will be described with reference to the flowcharts of FIGS.
[0121]
First, the operation up to obtaining the air-fuel ratio A / F (that is, KACT) of the exhaust system collecting part will be described based on the flowchart of FIG. Note that this processing is actually executed in advance in step S400 in the routine shown in FIG. 5, so that the detected air-fuel ratio KACT and the estimated value # nA / F are used in the processing of step 700 and step S800. You can do it.
[0122]
In FIG. 20, in S402, the engine speed Ne, the intake pressure Pb, and the valve timing V / T are read, and then the process proceeds to S404, in which the subsequent processes are sorted according to the timing of HiV / T and LoV / T. That is, when the operating state is LoV / T, the processing of steps S406 to S418 is performed, and when the operating state is HiV / T, the processing of steps S420 to S432 is performed.
[0123]
In step S406, the engine speed Ne is increased to a predetermined upper limit Ne._OBSV(In this embodiment, it is determined whether the pressure is smaller than 3500 rpm.) If the determination is affirmative, the process proceeds to steps S408 to S410, and the intake pressure Pb is set to the predetermined upper limit value Pb._OBSV1And lower limit value Pb_OBSV2(In this embodiment, Pb_OBSV1= 160mmHg, Pb_OBSV2= 660 mmHg), and if affirmative, the process proceeds to step S412.
[0124]
In step S412, it is determined whether or not the EGR mechanism 100 is in the operating range. When the determination is affirmative, in S414, a predetermined timing map as shown in FIG. 22A is used with the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters. To find the EGR sampling timing SELVEL at the time of LoV / T. On the other hand, if the determination in step S412 is negative, the sampling timing SELVFL at the time of LoV / T without EGR is obtained.
[0125]
FIG. 23 is an explanatory diagram showing characteristics of the timing maps of FIGS. 22 (a) and 22 (b). As shown in the drawing, the characteristic is set so that a value sampled at an earlier crank angle is selected as the engine speed Ne is lower or the intake pressure (negative pressure) Pb is higher. Here, “early” means a value sampled at a position closer to the previous TDC position (in other words, an old value). Conversely, a setting is made such that a value sampled at a slower crank angle as the engine speed Ne is higher or the intake pressure Pb is lower, that is, a crank angle closer to the later TDC position (in other words, a new value) is selected. That is, as shown in FIG. 11, the LAF sensor output is best sampled at a position as close as possible to the inflection point of the actual air-fuel ratio, but the inflection point, for example, the first peak value is Assuming that the reaction time of the sensor is constant, as shown in FIG. 24, the lower the engine speed Ne, the faster the crank angle. Also, it is expected that the higher the load, the higher the exhaust gas pressure and the exhaust gas volume, and therefore the flow rate of the exhaust gas increases, so that the arrival time at the LAF sensor 54 is shortened. In that sense, the data maps of FIGS. 22 (a) and (b) corresponding to the characteristics of the timing map of FIG. Depending on whether or not the EGR mechanism 100 is in the operating region, the sampling operation timing is determined from one of the maps based on the engine speed Ne and the intake pressure Pb.
[0126]
Further, regarding the valve timing V / T, an arbitrary value Ne1 of the engine speed is set to Ne1-Lo for the Lo side, and Ne1-Hi for the Hi side, and the arbitrary value of the intake pressure is set to Pb1-Lo for the Lo side. Assuming that Pb1-Hi for the Hi side, the map characteristics are:
Pb1-Lo> Pb1-Hi
Ne1-Lo> Ne1-Hi
And That is, in the case of HiV / T, since the opening time of the exhaust valve is earlier than that of LoV / T, if the values of the engine speed or the intake pressure are the same, an earlier sampling value is selected. Is set.
[0127]
If a negative determination is made in steps S406 to S410, the sampling operation timing SELV is fixed to a predetermined value in step S418. However, in step S418, the sampling timing of the previous cycle (just before) may be used as the sampling timing SELV. Further, even if the sampling operation timing SELV is fixed to a predetermined value in step S418, the sampling of the air-fuel ratio KACT of the exhaust system collecting part by the sampling operation block sel-V and the determination of the cylinder-specific air-fuel ratio # A / F by the observer OBSV described later. The estimation process is performed continuously.
[0128]
In this manner, when any of the sampling operation timings SELVEL, SELVFL, and SELV corresponding to the operation state at the time of LoV / T is obtained in any of steps S414, S416, and S418, the process proceeds to step S434, and the observer OBSV Performs the sampling process of the air-fuel ratio KACT of the exhaust system collecting part based on any of the sampling operation timings.
[0129]
Next, in step S404, it is determined that the timing is the HiV / T timing, and when the processing of steps S420 to S432 is performed, the same processing as in the case of the LoV / T timing is performed. That is, in steps S420 to S424, the engine speed Ne becomes the predetermined speed Ne._OBSVIt is determined whether the intake pressure Pb is within the predetermined range or not, and if the intake pressure Pb is within a predetermined range. If such a condition is satisfied, it is determined in step S426 whether the EGR mechanism 100 is within the operating range. Then, the process proceeds to step S428 or S430 in accordance with the presence or absence of the operation of the EGR mechanism 100. In step S428, a predetermined timing map as shown in FIG. 22 (c) using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters. To find the EGR sampling timing SELVEH at the time of HiV / T. On the other hand, in step S430, a sampling timing SELVFH at the time of HiV / T without EGR is obtained by searching a predetermined timing map as shown in FIG. 22D using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters. The data maps of FIGS. 22C and 22D are set based on the characteristics of FIG. 23, similarly to the data maps of FIGS. 22A and 22B. However, since the operation state is different between the LoV / T timing and the HiV / T timing, the data is sampling timing data unique to each operation state.
[0130]
If a negative determination is made in steps S420 to S424, the sampling operation timing SELV is fixed to a predetermined value in step S432. However, in step S432, the sampling timing of the previous cycle (immediately before) may be used as the sampling timing SELV. Further, even if the sampling operation timing SELV is fixed to a predetermined value in step S432, the sampling operation block sel-V samples the air-fuel ratio KACT of the exhaust system collecting part, and the observer OBSV described later determines the cylinder-specific air-fuel ratio # A / F. The estimation process is performed continuously.
[0131]
In this way, when any of the sampling operation timings SELVEH, SELVFH, and SELV corresponding to the operation state at the time of the HiV / T timing is obtained in any of steps S428, S430, and S432, the process proceeds to step S434, and the observer OBSV Performs the sampling process of the air-fuel ratio KACT of the exhaust system collecting part based on any of the sampling operation timings.
[0132]
The processing of steps S402 to S432 described above corresponds to the sampling operation block sel-V. Accordingly, as shown in the lower part of FIG. 25, the CPU core 64 can accurately recognize the maximum value and the minimum value of the LAF sensor 54. With this configuration, when estimating the air-fuel ratio # nA / F of each cylinder using the observer OBSV, it is possible to use a value approximating the actual behavior of the air-fuel ratio KACT of the collecting portion, and the estimation accuracy of the observer can be improved. Therefore, the reliability of the cylinder-by-cylinder feedback control can be improved. Further, even in the above-described second feedback system, the correction coefficients KLAF and KSTR based on the PID control law and the adaptive control law can be obtained based on the exhaust system air-fuel ratio KACT, thereby improving control reliability. Can be
[0133]
Next, the operation of the cylinder-by-cylinder feedback control in step S800 in FIG. 5 will be described based on the flowchart in FIG. Since the internal combustion engine 10 of this embodiment is provided with the valve timing mechanism 300, the air-fuel ratio # nA / F for each cylinder is estimated based on the valve timings HiV / T and LoV / T, and then the cylinder timing is determined. The feedback correction coefficient #nKLAF is obtained.
[0134]
In FIG. 21, in step S802, the air-fuel ratio KACT of the exhaust system collecting part for HiV / T obtained in step S434 in FIG. 20 is applied to the calculation of the observer matrix, so that the cylinder-by-cylinder air for HiV / T is used. The fuel ratio # nA / F is obtained, and subsequently, the process proceeds to step S804, in which the air-fuel ratio KACT of the exhaust system collecting part for LoV / T is applied to the calculation of the observer matrix to thereby determine the cylinder-specific air-fuel ratio #nA for LoV / T. / F.
[0135]
Then, the process proceeds to S806, in which the current valve timing V / T is determined. In accordance with the determination result, the process proceeds to step S808 or 810, and the cylinder-by-cylinder air-fuel ratio # A / for either HiV / T or LoV / T is used. Select F. As described above, in steps S802 to S810, the cylinder-by-cylinder air-fuel ratio estimation processing by the observer OBSV is performed to obtain the cylinder-by-cylinder air-fuel ratio # nA / F according to the valve timing V / T. Next, in step S812, a cylinder-by-cylinder feedback correction coefficient #nKLAF is calculated from these cylinder-by-cylinder air-fuel ratios # nA / F using the PID control law, and further, the cylinder-by-cylinder output fuel shown in step S900 in FIG. The feedback control of the TDC cycle is completed by obtaining the injection amount #nTout.
[0136]
As described above, according to this embodiment, the sampling operation block sel-V is sampled by searching a predetermined map using the engine speed Ne and the intake pressure Pb as parameters according to whether or not the EGR mechanism 100 is operating. Since the timing is optimized, the air-fuel ratio KACT at the collecting portion can be obtained at a sampling timing that closely follows the behavior of the exhaust gas. More specifically, in the related art, in a state where the EGR mechanism 100 is not operating, even if the sampling timing of the sampling operation block sel-V matches well with the behavior of the exhaust gas in the exhaust system assembly, When the EGR mechanism 100 operates, the intake pressure Pb shifts to the high load side, and as a result, the flow speed of the exhaust gas increases, the arrival time at the LAF sensor 54 is shortened, and the engine speed Ne further decreases. Therefore, the sampling operation block sel-V Sampling timing deviates from the behavior of the exhaust gas in the exhaust system collecting part, and it is difficult to sample the collecting part air-fuel ratio KACT with high accuracy. However, according to this embodiment, the EGR mechanism 100 A predetermined value that is set in advance based on parameters of the engine speed Ne and the intake pressure Pb that changes depending on the presence or absence of operation. By searching the Tamappu, since optimal sampling operation timing, it is possible to obtain the collection unit air-fuel ratio KACT with the sampling timing well follows the behavior of the exhaust gas. As a result, the cylinder-specific air-fuel ratio # nA / F by the observer OBSV can be obtained with high accuracy, and high-precision cylinder-by-cylinder feedback control can be realized, and the exhaust gas purification efficiency can be improved. .
[0137]
【The invention's effect】
According to the present invention, even if the exhaust gas behaves according to the presence or absence of the operation of the exhaust gas recirculation mechanism, the air-fuel ratio of the exhaust system collecting part can be sampled at a sampling timing that follows the behavior. As a result, the accuracy of estimating the air-fuel ratio of each cylinder by the observer can be improved, and the fuel injection amount of each cylinder supplied to each cylinder can be feedback-controlled with high accuracy, thereby improving the purification efficiency of exhaust gas. The excellent effect that it can aim at is exhibited.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic configuration diagram showing an overall configuration of a fuel injection device for an internal combustion engine according to an embodiment.
FIG. 2 is a block diagram showing a configuration of a control unit in FIG.
FIG. 3 is an explanatory diagram showing output characteristics of an air-fuel ratio sensor in FIG. 1;
FIG. 4 is a block diagram showing functions of a fuel injection device for an internal combustion engine according to the embodiment.
FIG. 5 is a flowchart illustrating an operation of the fuel injection device.
FIG. 6 is a flowchart illustrating an operation of a feedforward system.
FIG. 7 is a block diagram for explaining a function of a feed forward system.
FIG. 8 is a flowchart for explaining the operation of the first feedback system.
FIG. 9 is a block diagram for explaining a function of a second feedback system.
FIG. 10 is an explanatory diagram showing a relationship between a TDC of a multi-cylinder internal combustion engine and an air-fuel ratio of an exhaust system assembly.
FIG. 11 is an explanatory diagram showing the quality of sampling timing with respect to the actual air-fuel ratio.
FIG. 12 is a block diagram showing a model of the LAF sensor.
FIG. 13 is a block diagram further illustrating a model of the LAF sensor.
FIG. 14 is a block diagram showing a Z conversion display model of the LAF sensor.
FIG. 15 is a block diagram showing an air-fuel ratio estimator.
FIG. 16 is a block diagram showing a general observer.
FIG. 17 is a block diagram illustrating a configuration of an observer according to the embodiment.
FIG. 18 is a block diagram showing a configuration in which an air-fuel ratio estimator and an observer are combined.
FIG. 19 is a block diagram showing functions of a third feedback system.
FIG. 20 is a flowchart showing a sampling operation of a detected air-fuel ratio in a sampling operation block (sel-V).
FIG. 21 is a flowchart illustrating an operation for obtaining a cylinder-specific feedback correction coefficient in a third feedback system (cylinder-based feedback system).
FIG. 22 is an explanatory diagram showing a timing map used in the flowchart of FIG. 20;
FIG. 23 is an explanatory diagram further showing characteristics of a timing map used in the flowchart of FIG. 20;
FIG. 24 is an explanatory diagram showing output characteristics of an air-fuel ratio sensor with respect to an engine speed and an engine load.
FIG. 25 is a timing chart for explaining the sampling operation of the sampling operation block (sel-V).
[Explanation of symbols]
10 internal combustion engine, 12 intake pipe, 14 air cleaner, 16 throttle valve,
18 ... Surge tank, 20 ... Intake manifold, 22 ... Injector, 24 ... Exhaust manifold, 26 ... Exhaust pipe, 28, 30 ... Catalyst device, 32 ... Solenoid valve, 34 ... Bypass path, 36 ... Engine control unit, 38 ... Fuel Tank, 40 ... crank angle detection sensor, 42 ... throttle opening detection sensor, 44 ... absolute pressure sensor, 46 ... intake air temperature sensor, 48 ... atmospheric pressure sensor, 50 ... water temperature sensor, 52 ... timing detection sensor, 54 ... air-fuel ratio Detection sensor (LAF sensor), 56 ... O₂Sensors,
58, 60 low-pass filter, 62 microprocessor, 64 CPU core, 66 detection circuit, 68 multiplexer, 70 detection circuit, 72 A / D converter, 74 RAM, 76 ROM, 78 waveform Shaping circuit, 80 counter, 82-88 drive circuit, 100 EGR mechanism, 102 electromagnetic valve, 200 canister purge mechanism, 202 electromagnetic valve, 300 valve timing mechanism.

Claims

Air-fuel ratio detection means disposed in an exhaust system collecting part of a multi-cylinder internal combustion engine having an exhaust gas recirculation mechanism, and detecting an air-fuel ratio of an air-fuel mixture discharged from each cylinder of the multi-cylinder internal combustion engine,
Based on a model that defines the behavior of the air-fuel ratio in the exhaust system of the multi-cylinder internal combustion engine, an observer that inputs the air-fuel ratio and observes the internal state of the exhaust system is set, and estimates the air-fuel ratio of each cylinder. Air-fuel ratio estimating means,
A cylinder-by-cylinder air-fuel ratio correction coefficient that corrects a cylinder-by-cylinder fuel injection amount to be supplied to each cylinder of the multi-cylinder internal combustion engine so as to reduce variation in air-fuel ratio of each cylinder based on the estimated air-fuel ratio of each cylinder. An air-fuel ratio correction coefficient calculating means for calculating
By inputting an air-fuel ratio from the air-fuel ratio estimating means at a sampling timing according to an operation state of the multi-cylinder internal combustion engine, an air-fuel ratio for each cylinder is estimated, and the sampling timing is determined based on whether the exhaust gas recirculation mechanism is operating. A fuel injection amount control device for an internal combustion engine, comprising a timing adjusting means for adjusting the fuel injection amount in accordance with the fuel injection amount.