JP3719350B2 - エンジンの制御装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明はエンジンの制御装置、特に排気通路にＮＯｘ還元触媒を備えるものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
リーン空燃比（理論空燃比よりリーン側の空燃比）の領域で排気中のＮＯｘを吸蔵し、排気空燃比が理論空燃比やリッチ空燃比（理論空燃比よりリッチ側の空燃比）で触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを理論空燃比やリッチ空燃比の雰囲気に存在するＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するようにしたＮＯｘ還元触媒を排気通路に設けたものがある（特許公報第２６００４９２号公報参照）。このＮＯｘ還元触媒は空気過剰率λを変化（変動）させることによって触媒に吸蔵しているＮＯｘの浄化が可能となることから、以下このＮＯｘ還元触媒を「λ変動型ＮＯｘ還元触媒」という。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記のλ変動型ＮＯｘ還元触媒はガソリンエンジンを対象とするものであるため、全運転域において空燃比でほぼ２０以上のリーン状態で運転されるディーゼルエンジンにこのλ変動型ＮＯｘ還元触媒を適用とすることは難しい。これはディーゼルエンジンで空燃比をリッチにすると、スモークの悪化を招いてしまうためである。
【０００４】
そこで、リーン空燃比の領域で排気中のＨＣ濃度がほぼ一定の場合に排気中のＮＯｘを吸蔵し、同じくリーン空燃比の領域で触媒入口のＨＣ濃度が変化（変動）すると、触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを雰囲気中のＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するようにしたＮＯｘ還元触媒を本出願人と同一の出願人が先に提案しており（特願平１０−２９１５８１号、同１０−３１９６８９号参照）、このＮＯｘ還元触媒を用いれば、ディーゼルエンジンにおける実用運転域においても触媒に吸蔵しているＮＯｘの浄化が可能となる。このＮＯｘ還元触媒は、ＨＣ濃度を変化（変動）させることによって触媒に吸蔵しているＮＯｘの浄化が可能となることから、このＮＯｘ還元触媒を以下「ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒」という。
【０００５】
さて、リーン空燃比の領域でＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒に吸蔵されているＮＯｘを脱離還元するためには、排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比（ＮＯｘ排出量に対するＨＣ排出量の比）を適正に制御する必要がある。いま、代表的な運転モードである１０・１５モードでの排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比に対する走行頻度の特性を図４８に示すと、同図下段において円の半径が大きいところほど頻繁に運転されることを表している。
【０００６】
一方、ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒のＮＯｘ吸蔵率、ＮＯｘ還元率は、所定の排気温度と所定のＨＣ／ＮＯｘ比でピークをもち（ＮＯｘ還元率について図４９参照）、図４８上段のようにＮＯｘ吸蔵率がピークになる排気温度よりもＮＯｘ還元率がピークになる排気温度のほうが高いところにある。したがって、ＮＯｘ吸蔵領域での走行頻度が高いのに対して、ＮＯｘ還元領域での走行頻度はわずかでしかない。つまり、１０・１５モードではＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒にＮＯｘを吸蔵できても、ＮＯｘを脱離還元する機会がなかなかないことがわかる。
【０００７】
次に、実際の運転状態の変化をみるため、車速を増して一定速に至らせた後その速度を所定の期間維持させ、その後に減速させた場合の特性を図５１に示す。同図においてｔｂのタイミングからの減速時に着目すると、排気温度（図示しない）は車速の減少とほぼ同じ応答で低下していくのに対して、ＮＯｘ還元触媒の表面温度（以下「触媒ベッド温度」という）のほうは応答遅れをもって低下していくので、ｔｄのタイミングまで触媒が活性化している。したがって、ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒に対してｔｂからｔｄまでの区間でＨＣ（ＮＯｘ還元剤）を供給してやれば、触媒に吸蔵しているＮＯｘをこのＨＣによって脱離還元することができる。
【０００８】
しかしながら、減速時は燃費向上のため燃料カットが行われるのが一般的であり、図示の場合もｔｂのタイミングからｔｃのタイミングまでのあいだで燃料カットが行われている。このため、燃料カット区間では触媒に吸蔵しているＮＯｘが還元されることはなく、したがってＮＯｘ吸蔵量は燃料カット直前の値（ｔｂでの値）を保持することになっている。つまり、減速時でも触媒が活性化しているあいだは、ＨＣの供給により触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができるのに、減速時に一律に燃料カットを行ったのでは触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会をみすみす逃すことになるのである。
【０００９】
なお、燃料カット時（減速）時に吸気絞り弁開度を調節することによりＮＯｘ触媒の転換効率を向上させるものがある（特開平１０−４７１１２号公報参照）が、燃料カット時はＨＣが排出されないため、この状態で触媒通過ガス量を調節してもＮＯｘ還元性能を向上させることは難しい。
【００１０】
そこで本発明は、ディーゼルエンジンを対象として排気通路にＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒を備える場合に、減速になっても触媒が活性温度域にある場合に、ＨＣ濃度変動手段を作動させて二次的にＨＣを供給することにより、触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会を確保することを目的とする。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、図６４に示すように、リーン空燃比の領域で排気中のＨＣ濃度がほぼ一定の場合に排気中のＮＯｘを吸蔵し、同じくリーン空燃比の領域で触媒入口のＨＣ濃度が変化すると、触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを雰囲気中のＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するＮＯｘ還元触媒であるＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒７１と、減速時かつ前記触媒７１が活性温度域にあるかどうかを判定する手段７２と、この判定結果より減速時かつ前記触媒７１が活性温度域にある場合に、前記触媒７１に流入する排気中のＨＣ濃度に変動（増加または増減）を与える手段７３とを備える。
【００１３】
第２の発明では、第１の発明において前記触媒７１が活性温度域にあるかどうかを触媒ベッド温度Ｔexhbdに基づいて判定する。
【００１４】
第３の発明では、第２の発明において前記触媒７１の入口排気温度Ｔexhcの１次遅れで前記触媒ベッド温度Ｔexhbdを演算する。
【００１５】
第４の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記ＨＣ濃度に変動を与える手段７３が、前記ＨＣ濃度を増加する手段である。
【００１６】
第５の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて主噴射時期を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記主噴射時期を遅角補正する手段である。
【００１７】
第６の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じてＥＧＲ率を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記ＥＧＲ率を増加補正する手段である。
【００１８】
第７の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて吸気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記吸気絞り弁開度を、吸気を絞る側に補正する手段である。
【００１９】
第８の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じてスワール強度を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記スワール強度を減少補正する手段である。
【００２０】
第９の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて燃料噴射圧力（たとえばコモンレール式燃料噴射装置を備える場合のコモンレール圧力）を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記燃料噴射圧力を減少補正する手段である。
【００２１】
第１０の発明では、第４の発明においてパイロット噴射を実行する手段と、運転条件に応じてパイロット噴射時期を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記パイロット噴射実行手段によりパイロット噴射を行いつつ前記パイロット噴射時期を進角補正する手段である。
【００２２】
第１１の発明では、第４の発明において運転条件に応じてパイロット噴射量を演算する手段と、このパイロット噴射量の燃料をパイロット噴射する手段とを備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記パイロット噴射量を増加補正する手段である。
【００２３】
第１２の発明では、第５の発明において前記小量の主噴射によってエンジンにトルクが発生する場合に、前記主噴射時期をさらに遅角補正する。
【００２４】
第１３の発明では、第６から第８までのいずれか一つの発明において運転条件に応じて主噴射時期を制御する手段を備え、前記小量の主噴射によってエンジンにトルクが発生する場合に、前記主噴射時期を遅角補正する。
【００２５】
第１４の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記ＨＣ濃度に変動を与える手段７３が、前記ＨＣ濃度を増減する手段である。
【００２６】
第１５の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記ＨＣ濃度に変動を与える際に排気流量を減少させる。
【００２７】
第１６の発明では、第１５の発明において可変ノズル開度により過給圧を制御可能なターボチャージャと、運転条件に応じた前記可変ノズル開度により過給圧を制御する手段とを備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記可変ノズル開度を、過給圧が低下する側に補正する手段である。
【００２８】
第１７の発明では、第１５の発明において運転条件に応じて排気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記排気絞り開度を、排気を絞る側に補正する手段である。
【００２９】
第１８の発明では、第１５の発明において運転条件に応じてＥＧＲ率を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記ＥＧＲ率を増加補正する手段である。
【００３０】
第１９の発明では、第１５の発明において運転条件に応じて吸気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記吸気絞り弁開度を、吸気を絞る側に補正する手段である。
【００３１】
第２０の発明では、第１から第１９までのいずれか一つの発明において前記触媒７１の上流にＨＣ吸着触媒を備える。
【００３３】
【発明の効果】
定常運転直後および加速運転直後の減速時にＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒が活性温度域にある場合には、ＨＣ濃度変動付与手段を作動させることにより、触媒に吸蔵しているＮＯｘを脱離還元して触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができ、また定常運転直後および加速運転直後の減速時にλ変動型ＮＯｘ還元触媒が活性温度域にある場合には、空燃比リッチ化手段を作動させることにより、触媒に吸蔵しているＮＯｘを脱離還元して触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができるのであるが、この場合にも燃料カットを一律に行ったのでは、触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会をみすみす逃すことになる。これに対して第１、第２、第３、第４の発明によれば、この場合には、燃料カットを中止してＨＣ濃度変動付与手段を作動させて二次的にＨＣを供給することで、触媒入口でのＨＣ濃度が変動し、このＨＣ濃度の変動により触媒に吸蔵されているＮＯｘが脱離還元され、触媒のＮＯｘ吸蔵量が減少する。
【００３４】
ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒のＮＯｘ吸蔵量が限界に達したとき（再生時期）には、触媒を活性温度に高めるとともに触媒を流れる排気中のＨＣ濃度を変動させて触媒を再生する必要があるのであるが、第１〜第４の発明によれば、加速運転や定常運転からの減速時になるたびに触媒が活性温度域にあれば触媒のＮＯｘ吸蔵量が減らされるので、これによって触媒の再生時期を遅らせることができ、運転性を悪化させる機会を減らすことができる。
【００３６】
第５、第６、第７、第８、第９、第１０、第１１の発明によれば、減速時の小量の主噴射やパイロット噴射による燃料供給によりその供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼するときは、触媒温度の低下がそのぶん遅れ、これによって、触媒のＮＯｘ吸蔵量を一段と減らすことができる。
【００３７】
とはいえ、減速時の小量の主噴射による燃料供給により、供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼するときはトルクが発生するので、このトルクが大きいと運転性に違和感が生じるのであるが、この場合に第１２の発明によれば主噴射時期をさらに遅角補正することで、また第１３の発明によれば主噴射時期を遅角させることで、供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼することによるトルクの発生を抑制することができる。
【００３８】
第１４の発明によれば、ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒のＮＯｘ吸蔵量をさらに減少させることができる。
【００３９】
第１５、第１６、第１７、第１８、第１９の発明によれば、触媒を通過する排気流量の低下で触媒でのＳＶ比（触媒を通過する排気の質量流量と触媒表面積の比）が小さくなり、これによってさらにＮＯｘ還元率が向上する。また、減速時に排気流量を低下させるのであれば、運転性にも影響がない。
【００４０】
第２０の発明によれば、ＨＣ吸着触媒から脱離してくるＨＣによっても後段の触媒に吸蔵されているＮＯｘを還元できるので、二次的な燃料供給量を少なくできる。
【００４１】
【発明の実施の形態】
図１において、エンジンには公知のコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００４２】
これを図２により概説すると（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）、この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられる燃料噴射弁１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介してコモンレール１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分の燃料噴射弁１７に分配される。
【００４３】
噴射ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、バルブボディ内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇して噴射弁先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００４４】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を制御するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力制御弁３１を備える。この圧力制御弁３１はコントロールユニット４１からのデューティ信号に応じて通路１３の流路面積を変えるためのもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を制御する。コモンレール１６の燃料圧力によっても燃料噴射量は変化し、三方弁２５のＯＮ時間が同じであれば、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射量が多くなる。
【００４５】
コモンレール圧力ＰＣＲ１を検出するセンサ３２からの信号が、アクセル開度センサ３３（アクセルペダルの踏み込み量に比例した出力Ｌを発生）、クランク角センサ３４（エンジン回転数とクランク角度を検出）、クランク角センサ３５（気筒判別を行う）、水温センサ３６とともに入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転数とアクセル開度に応じて主噴射の目標燃料噴射量Ｑfとコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力制御弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。また、演算した主噴射の目標燃料噴射量Ｑfに対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御する。
【００４６】
エンジンにはまた排気還流装置（ＥＧＲ装置）を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４は排気通路５３の排気の一部を吸気通路に還流するための通路（ＥＧＲ通路）である。
【００４７】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中には排気還流量をコントロールするための弁（ＥＧＲ弁）５７が介装される。
【００４８】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００４９】
前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００５０】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００５１】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入する排気還流量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００５２】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御する。
【００５３】
図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボチャージャ２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御する。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。
【００５４】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００５５】
３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、４はスワール制御弁である。
【００５６】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００５７】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００５８】
ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐm、排気圧（タービン入口圧）Ｐexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐa、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegr、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの５変数を知ることができれば、排気量ＱexhとＥＧＲ量Ｑegrを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。
【００５９】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑas0と、燃料噴射量Ｑfと、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntと、排気温度Ｔexhの４つの要素を用いて、排気圧Ｐexhをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００６０】
また、この推定した排気圧Ｐexhを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求ＥＧＲ量ＴqeとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００６１】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００６２】
なお、以下に詳述する過給圧制御とＥＧＲ制御とは本出願よりも少し早い時期の別の出願によりすでに提案している。
【００６３】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０msec毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００６４】
ステップ１では回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、コンプレッサ入口圧Ｐa、実過給圧８Ｐm＿istを読み込む。
【００６５】
ここで、実過給圧Ｐm＿istはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐmと同じものであり、この吸気圧Ｐmはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐaはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑfの演算は後述する。
【００６６】
ステップ２では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐm＿solとして演算する。
【００６７】
ステップ５では実過給圧Ｐm＿istがこの目標過給圧Ｐm＿solと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量STEP istを演算する。
【００６８】
ステップ６では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度STEP solとして演算する。
【００６９】
ステップ９では、実過給圧Ｐm＿istと回転数ＮeからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量STEP istとをステップ１０において目標開度STEP solに加算した値をVNTstep1として演算する。
【００７０】
ステップ１１ではエンジン回転数Ｎeと実過給圧Ｐm＿istから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、VNTstep1がこのリミッタ内にあればVNTstep1の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度VNTstepとして演算する。
【００７１】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度VNTstepは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度VNTstepとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００７２】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００７３】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００７４】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲef信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲef信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【００７５】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒef信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒef信号前に演算した値）であることを意味している。
【００７６】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００７７】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【００７８】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【００７９】
ステップ２ではこれらＱac、Ｑf、Ｔnを用いてＱexh＝Ｑac・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑf0＝Ｑf・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔn0＝Ｔn・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００８０】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑacを演算するフローである。
【００８１】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【００８２】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎeを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎeと前記した吸気量の加重平均値Ｑas0とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑac0を、
【００８３】
【数１】
Ｑac0＝（Ｑas0／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【００８４】
ステップ６ではこのＱac0のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑac0・Ｚ-nをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑacｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００８５】
ステップ７では容積比Ｋvolと体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑacｎから
【００８６】
【数２】
Ｑac＝Ｑacn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑacｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑacn-1：Ｑacの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑacを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００８７】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算するフローである。
【００８８】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑacの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑeの前回値であるＱen-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎeを読み込む。
【００８９】
ステップ４ではＱen-1とＮeと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecｎを
【００９０】
【数３】
Ｑecｎ＝（Ｑen-1／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑecｎと容積比Ｋvol、体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用いて、
【００９１】
【数４】
Ｑec＝Ｑecn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑecｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑecn-1：Ｑecの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【００９２】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑeに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱeに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑeの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱeのままでＱecを演算することで、できるだけＱecの演算精度を高めるようにしている。
【００９３】
図１４は体積効率相当値Ｋinを演算するフローである。
【００９４】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑac、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec、吸気圧Ｐm、吸入ガス温度の前回値であるＴnn-1を読み込み、このうちＰmとＴnn-1からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ROUqcylを求め、このガス密度ROUqcylとシリンダガス重量Ｑcyl（＝Ｑac＋Ｑec）を用いてステップ３において
【００９５】
【数５】
Ｋin＝Ｑcyl／(Ｖc／ROUqcyl)
ただし、Ｖc：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋinを演算する。
【００９６】
ここで、体積効率相当値Ｋinの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【００９７】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【００９８】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐm vを読み込み、この出力電圧Ｐm vよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐm 0に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐm1を吸気圧Ｐmとして演算する。
【００９９】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐmの演算が簡単になっている。
【０１００】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【０１０１】
図１８は吸入新気温度Ｔaを演算するフローである。
【０１０２】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔa vを読み込み、この出力電圧Ｔa vよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔa0に変換する。
【０１０３】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１０４】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰmn-1に基づいて圧力補正係数Ｋtmpiを、Ｋtmpi＝Ｐmn-1×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１０５】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋtmpiに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔaを、
【０１０６】
【数６】
Ｔa＝Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１０７】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑas0）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋvsp、吸気温度の吸気量補正値Ｋqaを求め、上記の数７式に代えて、
【０１０８】
【数７】
Ｔa＝Ｋvsp×Ｋqa×Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔaを求めればよい。
【０１０９】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔa0の値をそのまま吸入新気温度Ｔaとした後、処理を終了する。
【０１１０】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑacと吸入新気温度Ｔaとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと排気温度の前回値であるＴexhn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔexhn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋtlosを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔeを算出し、ステップ３では
【０１１１】
【数８】
Ｔn＝（Ｑac×Ｔa＋Ｑec×Ｔe）／（Ｑac＋Ｑec）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔnとする。
【０１１２】
図２２は燃料噴射量Ｑfを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎeとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮeとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍqdrvを求める。
【０１１３】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑf1に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑf1MAXによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑfとして演算する。
【０１１４】
図２５は排気温度Ｔexhを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰexhn-1を読み込む。
【０１１５】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔexhbを求める。
【０１１６】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0から排気温度の吸気温度補正係数Ｋtexh1を、Ｋtexh1＝（Ｔn0／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋtexh2を、排気圧の前回値Ｐexhn-1からＫtexh2＝（Ｐexhn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋeは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１１７】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎeから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を、ステップ８では指令開度VNTstepと排気量Ｑexhとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4をそれぞれ求める。
【０１１８】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔexhbに４つの各補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2、Ｋtexh3、Ｋtexh4を乗じて排気温度Ｔexhを計算する。
【０１１９】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔexhの演算精度が向上する。排気温度Ｔexhの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３４のフローで後述するように、排気温度Ｔexhは排気圧Ｐexhの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔexhの演算精度の向上が排気圧Ｐexhの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐexhの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を導入したものである。
【０１２０】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１２１】
【数９】
図３１は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntの演算フローである。ステップ１では指令開度VNTstep、総排気重量Ｑtotal（＝Ｑas0＋Ｑf）、排気温度Ｔexhを読み込む。
【０１２２】
このうち総排気重量Ｑtotalと排気温度Ｔexhからステップ２で
【０１２３】
【数１０】
Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ［m3/sec］
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗexhを算出する。
【０１２４】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗexhの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξfricを演算する。ステップ４では指令開度VNTstepと総ガス重量Ｑtotalから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξconvを演算する。そして、これら２つの損失ξfric、ξconvをステップ５において指令開度VNTstepに乗算して、つまり
【０１２５】
【数１１】
Ａvnt＝ VNTstep×ξfric×ξconv
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０１２６】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐexhの演算のフローである。
【０１２７】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１２８】
【数１２】
Ｐexh0＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｋpexh：定数、
の式により排気圧Ｐexh0を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果を図３５に示す。同図より、予測値でも十分な精度があることがわかる。
【０１２９】
次に、図３６はＥＧＲ(流)量Ｑeを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１３０】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求める。
【０１３１】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑeを、これら吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveとから、
【０１３２】
【数１３】
Ｑe＝Ａve×｛(Ｐexh−Ｐm)×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）
の式により計算する。
【０１３３】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込み、このうちＮeとＱfとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔnから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍegrを計算する。
【０１３４】
図４１は要求ＥＧＲ(流)量Ｔqeの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、目標ＥＧＲ率Ｍegr、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑacに目標ＥＧＲ率Ｍegrをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを計算する。
【０１３５】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１３６】
【数１４】
Ｒqec＝Ｒqecn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqec×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqecを演算し、この中間処理値Ｒqecと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを用いてステップ４で
【０１３７】
【数１５】
Ｔqec＝Ｍqec×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqecn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１３８】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecから、
【０１３９】
【数１６】
Ｔqe＝（Ｔqec／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔqeを計算する。
【０１４０】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、要求ＥＧＲ量Ｔqeを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを、
【０１４１】
【数１７】
Ｔav＝Ｔqe／｛（Ｐexh−Ｐm）×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１４２】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍliftを求め、この目標リフト量Ｍliftに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttとして求める。
【０１４３】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１４４】
これでＥＧＲ制御の説明を終了する。
【０１４５】
このように、本発明の実施形態では、吸気量(の加重平均値)Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、可変ノズルの有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexhの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１２式を用いて排気圧Ｐexhを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０１４６】
また、有効面積相当値Ａvntを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度VNTstepとの積で与えるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０１４７】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnは摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０１４８】
また、摩擦損失ξfricを、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξfricを精度よく与えることができる。
【０１４９】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値、ただしＡ1は入口面積、Ａ2は出口面積）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξconvを、指令開度VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０１５０】
また、指令開度VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。
【０１５１】
図１に戻り、排気タービン２ａ下流の排気通路５３に触媒１を備える。これは、図４４に示したように後段にＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒６１を、その前段にＨＣ吸着触媒６２を配置（直列配置）したものである。
【０１５２】
ここで、触媒６１は、ＮＯｘ吸蔵機能を持たせるための材料（酸化アルミニウムＡl2Ｏ3を担体として白金ＰtおよびランタンＬa、セリウムＣe、ジルコニウムＺrを担持させたものやメソポーラスシリカ）とＮＯｘ脱離還元機能を持たせるための材料（酸化アルミニウムＡl2Ｏ3を担体として白金Ｐtおよび鉄Ｆeを担持させたものや白金ＰtおよびランタンＬaを担持させたもの）とからなり（図４７参照）、リーン空燃比の領域で排気中のＨＣ濃度がほぼ一定の場合に排気中のＮＯｘを吸蔵し、同じくリーン空燃比の領域で触媒入口のＨＣ濃度が変化（変動）すると、触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを雰囲気中のＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するＮＯｘ還元触媒のことで、この触媒６１についての詳細は本出願人と同じ出願人により先に提案されている（特願平１０−２９１５８１号、同１０−３１９６８９号参照）。
【０１５３】
この触媒６１についてさらに説明すると、触媒６１入口のＨＣ、ＣＯの濃度をステップ的に大きくしたとき、ＥＯＥレベル（触媒６１がないときのＮＯｘ濃度レベルのこと）を基準にして図４５のように触媒６１出口のＮＯｘ濃度が変化する。同図において、ＥＯＥレベルより下にある領域Ａでは触媒６１にＮＯｘが吸蔵され、ＨＣ濃度のステップ増加により、ＥＯＥレベルを超える領域Ｂで触媒６１からＮＯｘが脱離し、ＨＣ濃度のステップ増加後にＥＯＥレベルより下になる領域ＣでＮＯｘが還元浄化される。この結果、Ａ＋Ｂ−Ｃ（≧０）が触媒６１トータルで浄化されるＮＯｘ量となる。
【０１５４】
この場合に、脱離還元過程の雰囲気酸素濃度が３％（リッチに近い条件）の場合と１０％（空燃比で１８以上のリーン条件）の場合とでＮＯｘ低減率を比較したものを図４６に示すと、雰囲気酸素濃度が３％の場合にｔ１、ｔ２の区間で８％、３％のＮＯｘが低減されるのに対して、雰囲気酸素濃度が１０％の場合にはｔ１、ｔ２の区間で３５％、２％のＮＯｘが低減されている。つまり、定常のｔ２区間では両者で違いがないのに対して、過渡のｔ１区間ではリーン条件のほうが実に４倍以上ものＮＯｘが低減される。言い換えると、触媒６１では、空燃比で１８以上のリーン条件においてＨＣ濃度変動を与えることで、ＮＯｘの脱離還元が可能となるのである。
【０１５５】
これに対してＨＣ吸着触媒６２は、ゼオライトとメソポーラスシリカからなり、リーン空燃比の領域において、低排気温度時に排気中のＨＣを吸着し、排気温度が高くなると触媒６２に吸着していたＨＣを脱離するもので（図５０参照）、実際には図４７に示したように、さらにＨＣ改質とＮＯｘ還元の各機能を付加している。
【０１５６】
さて、リーン空燃比の領域で触媒６１に吸蔵されているＮＯｘを還元するためには、排気温度およびＨＣ/ＮＯｘ比を適正に制御する必要がある。いま、代表的な運転モード（１０・１５モード）での排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比に対する走行頻度の特性を図４８に示すと、同図下段において円の半径が大きいところほど頻繁に運転されることを表している。
【０１５７】
一方、触媒６１のＮＯｘ吸蔵率、ＮＯｘ還元率は所定の排気温度と所定のＨＣ／ＮＯｘ比でピークをもち（ＮＯｘ還元率について図４９参照）、図４８上段のように、ＮＯｘ吸蔵率がピークになる排気温度よりもＮＯｘ還元率がピークになる排気温度のほうが高いところにある。したがって、ＮＯｘ吸蔵領域ではしばしば運転されるけれども、ＮＯｘ還元領域では運転の機会がわずかでしかない。
【０１５８】
実際の運転状態の変化をみるため、車速を増して一定速に至らせた後その速度を所定の期間維持させ、その後に減速させた場合の特性を図５１に示す。同図において減速時には、車速の減少とほぼ同じ応答で低下していく排気温度（図示しない）に対して、触媒ベッド温度のほうは応答遅れがあるためｔｄのタイミングまで触媒６１が活性化している。したがって、ｔｂからｔｄまでの区間でＨＣ（ＮＯｘ還元剤）を供給してやれば、触媒６１に吸蔵しているＮＯｘをこのＨＣによって脱離還元することができる。
【０１５９】
しかしながら、減速時は燃費向上のため図示のようにｔｂからｔｃまでの区間で燃料カットが行われる（燃料噴射量が０）。このため、燃料カット区間では触媒６１に吸蔵しているＮＯｘが還元されることはなく、したがって触媒６１のＮＯｘ吸蔵量は燃料カット直前の値（ｔｂでの値）を保持することになっている。つまり、減速時でも触媒６１が活性温度域にあるあいだは、ＨＣの供給により触媒６１のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができるのに、減速時に一律に燃料カットを行うのでは、触媒６１のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会をみすみす逃すことになるのである。
【０１６０】
なお、燃料カット時（減速）時に吸気絞り弁開度を調節することによりＮＯｘ触媒の転換効率を向上させるものがあるが、燃料カット時はＨＣが排出されないため、この状態で触媒通過ガス量を調節してもＮＯｘ還元性能を向上させることは難しい。
【０１６１】
これに対処するためコントロールユニット４１では、減速になっても触媒６１が活性温度域にあるあいだは、ＨＣ濃度変動手段を作動させて二次的にＨＣを触媒６１に供給する。
【０１６２】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【０１６３】
図５３は触媒入口排気温度Ｔexhcを演算するフローである。触媒入口排気温度はタービンの効率によって変化するが、概ね可変ノズル２ｄのノズル開度、車速および大気温度の関数となるため簡単化を図っている。
【０１６４】
ステップ１では指令開度VNTstep（図４により演算）、車速ＶＳＰ、吸入新気温度Ｔa（図１８により演算）を読み込み、ステップ２において、指令開度VNTstepと回転数Ｎeおよび燃料噴射量Ｑfの積とから図５４を内容とするマップを検索して、タービン仕事による排気温度の低下割合係数Ivntを、また車速ＶＳＰと吸入新気温度Ｔaとから図５５を内容とするマップを検索して、タービン出口から触媒入口までの排気管表面からの放熱割合を示す温度降下係数ＫＴＬＯＳを求める。
【０１６５】
そして、ステップ３ではこれら係数Ｉvnt、ＫＴＬＯＳを上記の排気温度Ｔexh（図２５により演算）に乗じた値を触媒入口排気温度Ｔexhcとして計算する。これは、タービンより触媒入口までの排気温度の低下を考慮するものである。
【０１６６】
図５６は触媒ベッド温度Ｔexhbdを演算するフローである。これは、本来ならば排気温度と大気温度とが触媒担体を通した熱伝達の結果として求まるものであるが、ここでは触媒入口排気温度Ｔexhcの１次遅れで記述する。
【０１６７】
ステップ１で上記の触媒入口排気温度Ｔexhcを読み込み、ステップ２において、
【０１６８】
【数１８】
ただし、Ｔexhbdn-1：Ｔexhbdの前回値、
ＴＤＢＥＤ＃：定数（昇温時定数相当値）、
Ｔoffset：オフセット量、
の式（一次遅れの式）により触媒ベッド温度Ｔexhbdを計算する。Ｔexhbdの初期値は一定値でよい。
【０１６９】
オフセット量Ｔoffsetは触媒からの放熱分を考慮する値で、触媒からの放熱を無視できる場合はＴoffset＝０でよい。通常は放熱があるため、運転頻度の高い運転域でＴoffsetを実験的に求め、予測結果をよくする。
【０１７０】
なお、本願では応答性と耐久性の観点から温度センサを設けることなく触媒ベッド温度を予測しているが、応答性のよい薄膜型熱伝対等からなる温度センサを触媒表面に貼り付け、このセンサにより計測した温度を触媒ベッド温度としてもかまわない。
【０１７１】
図５７は減速時であるかどうかを判定するフローである。ステップ１、２で回転数Ｎe、アクセルペダル開度ＴＶＯ（コントロールレバー開度でもかまわない）、車速ＶＳＰのほか、ｋサイクル前の回転数Ｎe・Ｚ-k、ｍサイクル前のアクセルペダル開度ＴＶＯ・Ｚ-m、ｐサイクル前の車速ＶＳＰ・Ｚ-pを読み込み、ステップ３においてこれらＮe、ＴＶＯ、ＶＳＰとこれに対応する所定の計算サイクル前の値との差分ｄＮe、ｄＴＶＯ、ｄＶＳＰを計算する。
【０１７２】
ステップ４ではこれら差分ｄＮe、ｄＴＶＯ、ｄＶＳＰとこれに対応する所定値（負の定数）Ｃ Ｎe、Ｃ ＴＶＯ、Ｃ ＶＳＰを比較し、一つでも所定値より小さいときは減速時であると判断してステップ５に進み、減速フラグＦＳＬ＝１とし、すべてが所定値以上であるときはステップ６で減速フラグＦＳＬ＝０とする。
【０１７３】
図５８はＨＣ濃度を増加させるかどうかを判定するフローである。ステップ１で、触媒ベッド温度Ｔexhbdと減速フラグＦＳＬを読み込み、ステップ２、３において、減速フラグＦＳＬの値をみるとともに、触媒ベッド温度Ｔexhbdと所定値Ｃ Ｔexhを比較する。所定値Ｃ Ｔexhは触媒６１が活性化する温度の下限を定める値である。したがって、ＦＳＬ＝１（減速時）かつＴexhｂd＞Ｃ Ｔexhである場合には、ＨＣを供給してやりさえすれば触媒６１に吸蔵されているＮＯｘを脱離還元できるので、ステップ４に進んでＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒed＝１とし、そうでない場合にはステップ５に進んでＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒed＝０とする。
【０１７４】
図５９はＨＣ濃度を増加させるフローである。ステップ１でＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒedをみる。Ｆ Ｒed＝１の場合にはステップ２で目標主噴射時期ＩＴs、目標スワール弁開度ＳＲs、目標ＥＧＲ率Ｍegr、目標燃料噴射圧力（目標コモンレール圧力）ＰＲs、目標吸気絞り弁開度ＴＨs、目標パイロット噴射量ＱＰＬs、目標パイロット噴射時期ＩＴＰＬsを読み込む。ここで、目標ＥＧＲ率Ｍegrの特性は前述した（図３８参照）。残りの目標主噴射時期ＩＴs、目標スワール弁開度ＳＲs、目標コモンレール圧力ＰＲs、目標吸気絞り開度ＴＨs、目標パイロット噴射量ＱＰＬs、目標パイロット噴射時期ＩＴＰＬsの各特性は周知であるため図示しないが、いずれもテーブル値やマップ値である。
【０１７５】
これら目標値と各目標値に対応する補正値（一定値）を用いて、ステップ３では、
【０１７６】
【数１９】
ＩＴs＝ＩＴs−Ｃ ＩＴ、
ＳＲs＝ＳＲs−Ｃ ＳＲ、
Ｍegr＝Ｍegr＋Ｃ ＥＧＲ、
ＰＲs＝ＰＲs−Ｃ ＰＲ、
ＴＨs＝ＴＨs−Ｃ ＴＨ、
ＱＰＬs＝ＱＰＬs＋Ｃ ＱＰＬ、
ＩＴＰＬs＝ＩＴＰＬs＋Ｃ ＩＴＰＬ、
ただし、Ｃ ＩＴ：主噴射時期補正値、
Ｃ ＳＲ：スワール弁開度補正値、
Ｃ ＥＧＲ：ＥＧＲ率補正値、
Ｃ ＰＲ：コモンレール圧力補正値、
Ｃ ＴＨ：吸気絞り弁開度補正値、
Ｃ ＱＰＬ：パイロット噴射量補正値、
Ｃ ＩＴＰＬ：パイロット噴射時期補正値、
の式により各々の目標値を補正する（主噴射時期を遅角する、スワール弁開度を減少してスワールを弱くする、ＥＧＲ率を大きくする、コモンレール圧力を下げる、吸気絞り弁を閉じて吸気を絞る、パイロット噴射量を増やす、パイロット噴射時期を進角する）。これら７つの補正方法はいずれも燃焼を悪くするものであり、これによって、排気中のＨＣ濃度が増加する。なお、７つの補正方法は単に羅列したものであり、少なくとも１つの補正方法を実施すればい。個別には、主噴射時期の遅角補正が応答性が最も高く、かつＨＣ増加率も最も高い。パイロット噴射量の増加補正とパイロット噴射時期の進角補正は主噴射時期の遅角補正と同等、コモンレール圧力の減少補正は、応答は少し悪いがＨＣ増加率は主噴射時期の遅角補正と同等である。
【０１７７】
ただし、主噴射時期の遅角補正、スワール弁開度の減少補正、ＥＧＲ率の増加補正、コモンレール圧力の減少補正、吸気絞り弁開度の減少補正を採用するときは、同時に小量の主噴射を行わなければならない。同様にして、主噴射時期の補正に代えてパイロット噴射時期の進角補正を採用するときは、同時にパイロット噴射を行わなければならない。
【０１７８】
パイロット噴射量を増量補正する方法は、燃焼騒音が問題となる運転域や燃焼開始時のシリンダ内雰囲気温度を上昇させたい領域でパイロット噴射を行っているエンジンを対象とする場合である（後者について特願平１１−４９８２４号参照）。したがって、もともとパイロット噴射を行っていないエンジンを対象とする場合には、パイロット噴射を行うことにより未燃のままエンジンアウトに排出させることによって、排気中のＨＣ濃度を増加させればよい。
【０１７９】
図６０は排気流量の減量補正を行うフローである。ステップ１でＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒedをみて、Ｆ Ｒed＝１の場合には、ステップ２で指令開度VNTstep、目標排気絞り弁開度ＥＳsを読み込み、これら目標値と各目標値に対応する補正値（一定値）を用いて、ステップ３において、
【０１８０】
【数２０】
ＶＮＴstep＝ＶＮＴstep−Ｃ ＶＮＴ、
ＥＳs＝ＥＳs−Ｃ ＥＳ、
ただし、Ｃ ＶＮＴ：指令開度補正値、
Ｃ ＥＳ：排気絞り弁開度補正値、
の式により各々の目標値を補正する（指令開度を小さくして過給圧を下げる、排気絞り弁開度を小さくして排気を絞る）。これら２つの補正によって、排気流量が減少する。なお、２つの補正方法は単に羅列したもので、排気絞り弁が設けられていない場合には指令開度の減量補正だけを実施すればい。排気絞り弁（図示しない）は、排気通路の下流に設けられ、エンジンの暖機完了前に排気の流量を絞ることによって、エンジンの暖機を促すものである。
【０１８１】
特にＥＧＲを行う場合に、ＥＧＲ量に応じて排気流量が変化し、触媒６１を通過する排気の質量流量と触媒表面積の比であるＳＶ比が大きく変化する。このＳＶ比の変化により、図６１に示したように触媒６１の還元性能と触媒活性温度が変化するため、ＳＶ比を小さくしてやったほうがＮＯｘ還元率が高くなるのである。
【０１８２】
ここで、小量の主噴射と主噴射時期の遅角補正によりＨＣ濃度を増加させる場合で、本実施形態の作用を述べると、図５２は図５１と同じ運転条件のときの特性である。ｔｂのタイミングで燃料カットが行われた従来装置と相違して、本実施形態では、減速時でありながら触媒６１が活性温度域にあるあいだ（つまりｔｂからｔｄの区間）でＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒed＝１となり、減速時にも拘わらず小量の主噴射により燃料供給が行われ、さらに主噴射時期の遅角補正で燃焼が悪化する。これによって触媒６１入口でのＨＣ濃度が増加し、このＨＣ濃度の変動により触媒６１に吸蔵されているＮＯｘが脱離還元され、触媒６１のＮＯｘ吸蔵量が減少する。
【０１８３】
これを、図４８でみてみると、本実施形態によれば、白抜き矢印で示した領域がＮＯｘ還元のため新たに使われることになったわけである。
【０１８４】
触媒６１のＮＯｘ吸蔵量が限界に達したとき（再生時期）には、触媒６１を活性温度に高めるとともに触媒６１を流れる排気中のＨＣ濃度を変動させて触媒６１を再生する必要があるのであるが、本実施形態によれば、加速運転や定常運転からの減速時になるたびに触媒６１が活性温度域にあればＮＯｘ吸蔵量が減らされるので、これによって触媒６１の再生時期を遅らせることができ、運転性を悪化させる機会を減らすことができる。
【０１８５】
また、本実施形態では減速時に小量の主噴射やパイロット噴射により燃料供給を行うので、その供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼するときは、触媒ベッド温度の低下がそのぶん遅れ、これによって触媒６１のＮＯｘ吸蔵量が一段と減らされることになる。
【０１８６】
とはいえ、小量の主噴射による供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼することによりトルクが発生するので、このトルクが大きいと、運転性に違和感が生じる。この場合、主噴射時期を遅角させることで、供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼することによるトルクの発生を抑制することができる。したがって、本実施形態の主噴射時期の遅角補正量は、燃焼を悪化させてＨＣ濃度を増やしたいという要求と減速時の燃料供給に伴って発生するエンジントルクを大きくしたくないという要求との２つから定めている。この結果、減速時に燃料カットを中止して小量の主噴射による燃料供給を行っていても、運転性に影響することはない。
【０１８７】
また、ＨＣ吸着触媒６２から脱離してくるＨＣによっても後段の触媒６１に吸蔵されているＮＯｘを還元できるので、二次的な燃料供給量を少なくできる。
【０１８８】
なお、図５１に示す従来装置では減速時（特に燃料カットリカバー時）に主噴射時期を進角させている。これは、低負荷における燃焼室内温度の低下で燃焼状態が悪くなり白煙が発生するので、これを避けるため、進角させて燃焼をよくしようというものである。
【０１８９】
次に、図６２は第２実施形態の波形図で、第１実施形態の図５２に対応する。減速時かつ触媒６１が活性温度域にある場合に、第１実施形態では小量の主噴射を行いつつ主噴射時期を一定値遅角補正したが、第２実施形態では、少量の主噴射を行いつつ主噴射時期を短い周期で遅角と進角を繰り返すようにしたもので、これによって排気中のＨＣ濃度が増加と減少を繰り返す。これは、図６３に示したようにＨＣ濃度を一律に増加させる場合より、ＨＣ濃度を増減させた場合のほうがＮＯｘ還元率が良くなることに着目したもので、この第２実施形態によれば、減速時かつ触媒６１が活性温度域にある場合に、触媒６１のＮＯｘ吸蔵量をさらに減少させることができる。
【０１９０】
なお、主噴射時期を短い周期で遅角と進角を繰り返す方法は周知なので図示しない。
【０１９１】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置を用いた場合で説明したが、これに限定されるものでない。たとえばユニットインジェクタを用いる場合にも適用可能である。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】触媒の概略構成図。
【図４５】触媒６１入口のＨＣ濃度をステップ的に大きくしたときの触媒６１出口におけるＮＯｘ濃度の変化波形図。
【図４６】２つの酸素濃度条件におけるＨＣ濃度変動によるＮＯｘ低減率を示す表図。
【図４７】２つの触媒６１、６２の機能と材料例を示す表図。
【図４８】１０・１５モードでの排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比に対する走行頻度の特性図。
【図４９】排気温度、ＨＣ／ＮＯｘ比に対する触媒６１のＮＯｘ還元率の特性図。
【図５０】排気温度に対する触媒６２のＨＣ吸着率、ＨＣ脱離率の特性図。
【図５１】従来装置の作用を示す波形図。
【図５２】第１実施形態の作用を示す波形図。
【図５３】触媒入口排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５４】温度降下係数の特性図。
【図５５】温度降下係数の特性図。
【図５６】触媒ベッド温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５７】減速判定を説明するためのフローチャート。
【図５８】ＨＣ濃度増加判定を説明するためのフローチャート。
【図５９】ＨＣ濃度増加処理を説明するためのフローチャート。
【図６０】排気流量減量補正を説明するためのフローチャート。
【図６１】ＳＶ比を変化させたときのＮＯｘ転換率の特性図。
【図６２】第２実施形態の作用を示す波形図。
【図６３】ＨＣ濃度を増減させた場合のＮＯｘ還元率の特性図。
【図６４】第１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
１ 触媒
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１７ 燃料噴射弁
４１ コントロールユニット
６１ ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒
６２ ＨＣ吸着触媒
【発明の属する技術分野】
この発明はエンジンの制御装置、特に排気通路にＮＯｘ還元触媒を備えるものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
リーン空燃比（理論空燃比よりリーン側の空燃比）の領域で排気中のＮＯｘを吸蔵し、排気空燃比が理論空燃比やリッチ空燃比（理論空燃比よりリッチ側の空燃比）で触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを理論空燃比やリッチ空燃比の雰囲気に存在するＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するようにしたＮＯｘ還元触媒を排気通路に設けたものがある（特許公報第２６００４９２号公報参照）。このＮＯｘ還元触媒は空気過剰率λを変化（変動）させることによって触媒に吸蔵しているＮＯｘの浄化が可能となることから、以下このＮＯｘ還元触媒を「λ変動型ＮＯｘ還元触媒」という。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記のλ変動型ＮＯｘ還元触媒はガソリンエンジンを対象とするものであるため、全運転域において空燃比でほぼ２０以上のリーン状態で運転されるディーゼルエンジンにこのλ変動型ＮＯｘ還元触媒を適用とすることは難しい。これはディーゼルエンジンで空燃比をリッチにすると、スモークの悪化を招いてしまうためである。
【０００４】
そこで、リーン空燃比の領域で排気中のＨＣ濃度がほぼ一定の場合に排気中のＮＯｘを吸蔵し、同じくリーン空燃比の領域で触媒入口のＨＣ濃度が変化（変動）すると、触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを雰囲気中のＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するようにしたＮＯｘ還元触媒を本出願人と同一の出願人が先に提案しており（特願平１０−２９１５８１号、同１０−３１９６８９号参照）、このＮＯｘ還元触媒を用いれば、ディーゼルエンジンにおける実用運転域においても触媒に吸蔵しているＮＯｘの浄化が可能となる。このＮＯｘ還元触媒は、ＨＣ濃度を変化（変動）させることによって触媒に吸蔵しているＮＯｘの浄化が可能となることから、このＮＯｘ還元触媒を以下「ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒」という。
【０００５】
さて、リーン空燃比の領域でＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒に吸蔵されているＮＯｘを脱離還元するためには、排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比（ＮＯｘ排出量に対するＨＣ排出量の比）を適正に制御する必要がある。いま、代表的な運転モードである１０・１５モードでの排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比に対する走行頻度の特性を図４８に示すと、同図下段において円の半径が大きいところほど頻繁に運転されることを表している。
【０００６】
一方、ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒のＮＯｘ吸蔵率、ＮＯｘ還元率は、所定の排気温度と所定のＨＣ／ＮＯｘ比でピークをもち（ＮＯｘ還元率について図４９参照）、図４８上段のようにＮＯｘ吸蔵率がピークになる排気温度よりもＮＯｘ還元率がピークになる排気温度のほうが高いところにある。したがって、ＮＯｘ吸蔵領域での走行頻度が高いのに対して、ＮＯｘ還元領域での走行頻度はわずかでしかない。つまり、１０・１５モードではＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒にＮＯｘを吸蔵できても、ＮＯｘを脱離還元する機会がなかなかないことがわかる。
【０００７】
次に、実際の運転状態の変化をみるため、車速を増して一定速に至らせた後その速度を所定の期間維持させ、その後に減速させた場合の特性を図５１に示す。同図においてｔｂのタイミングからの減速時に着目すると、排気温度（図示しない）は車速の減少とほぼ同じ応答で低下していくのに対して、ＮＯｘ還元触媒の表面温度（以下「触媒ベッド温度」という）のほうは応答遅れをもって低下していくので、ｔｄのタイミングまで触媒が活性化している。したがって、ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒に対してｔｂからｔｄまでの区間でＨＣ（ＮＯｘ還元剤）を供給してやれば、触媒に吸蔵しているＮＯｘをこのＨＣによって脱離還元することができる。
【０００８】
しかしながら、減速時は燃費向上のため燃料カットが行われるのが一般的であり、図示の場合もｔｂのタイミングからｔｃのタイミングまでのあいだで燃料カットが行われている。このため、燃料カット区間では触媒に吸蔵しているＮＯｘが還元されることはなく、したがってＮＯｘ吸蔵量は燃料カット直前の値（ｔｂでの値）を保持することになっている。つまり、減速時でも触媒が活性化しているあいだは、ＨＣの供給により触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができるのに、減速時に一律に燃料カットを行ったのでは触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会をみすみす逃すことになるのである。
【０００９】
なお、燃料カット時（減速）時に吸気絞り弁開度を調節することによりＮＯｘ触媒の転換効率を向上させるものがある（特開平１０−４７１１２号公報参照）が、燃料カット時はＨＣが排出されないため、この状態で触媒通過ガス量を調節してもＮＯｘ還元性能を向上させることは難しい。
【００１０】
そこで本発明は、ディーゼルエンジンを対象として排気通路にＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒を備える場合に、減速になっても触媒が活性温度域にある場合に、ＨＣ濃度変動手段を作動させて二次的にＨＣを供給することにより、触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会を確保することを目的とする。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、図６４に示すように、リーン空燃比の領域で排気中のＨＣ濃度がほぼ一定の場合に排気中のＮＯｘを吸蔵し、同じくリーン空燃比の領域で触媒入口のＨＣ濃度が変化すると、触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを雰囲気中のＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するＮＯｘ還元触媒であるＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒７１と、減速時かつ前記触媒７１が活性温度域にあるかどうかを判定する手段７２と、この判定結果より減速時かつ前記触媒７１が活性温度域にある場合に、前記触媒７１に流入する排気中のＨＣ濃度に変動（増加または増減）を与える手段７３とを備える。
【００１３】
第２の発明では、第１の発明において前記触媒７１が活性温度域にあるかどうかを触媒ベッド温度Ｔexhbdに基づいて判定する。
【００１４】
第３の発明では、第２の発明において前記触媒７１の入口排気温度Ｔexhcの１次遅れで前記触媒ベッド温度Ｔexhbdを演算する。
【００１５】
第４の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記ＨＣ濃度に変動を与える手段７３が、前記ＨＣ濃度を増加する手段である。
【００１６】
第５の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて主噴射時期を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記主噴射時期を遅角補正する手段である。
【００１７】
第６の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じてＥＧＲ率を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記ＥＧＲ率を増加補正する手段である。
【００１８】
第７の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて吸気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記吸気絞り弁開度を、吸気を絞る側に補正する手段である。
【００１９】
第８の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じてスワール強度を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記スワール強度を減少補正する手段である。
【００２０】
第９の発明では、第４の発明において主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて燃料噴射圧力（たとえばコモンレール式燃料噴射装置を備える場合のコモンレール圧力）を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記燃料噴射圧力を減少補正する手段である。
【００２１】
第１０の発明では、第４の発明においてパイロット噴射を実行する手段と、運転条件に応じてパイロット噴射時期を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記パイロット噴射実行手段によりパイロット噴射を行いつつ前記パイロット噴射時期を進角補正する手段である。
【００２２】
第１１の発明では、第４の発明において運転条件に応じてパイロット噴射量を演算する手段と、このパイロット噴射量の燃料をパイロット噴射する手段とを備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記パイロット噴射量を増加補正する手段である。
【００２３】
第１２の発明では、第５の発明において前記小量の主噴射によってエンジンにトルクが発生する場合に、前記主噴射時期をさらに遅角補正する。
【００２４】
第１３の発明では、第６から第８までのいずれか一つの発明において運転条件に応じて主噴射時期を制御する手段を備え、前記小量の主噴射によってエンジンにトルクが発生する場合に、前記主噴射時期を遅角補正する。
【００２５】
第１４の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記ＨＣ濃度に変動を与える手段７３が、前記ＨＣ濃度を増減する手段である。
【００２６】
第１５の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において前記ＨＣ濃度に変動を与える際に排気流量を減少させる。
【００２７】
第１６の発明では、第１５の発明において可変ノズル開度により過給圧を制御可能なターボチャージャと、運転条件に応じた前記可変ノズル開度により過給圧を制御する手段とを備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記可変ノズル開度を、過給圧が低下する側に補正する手段である。
【００２８】
第１７の発明では、第１５の発明において運転条件に応じて排気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記排気絞り開度を、排気を絞る側に補正する手段である。
【００２９】
第１８の発明では、第１５の発明において運転条件に応じてＥＧＲ率を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記ＥＧＲ率を増加補正する手段である。
【００３０】
第１９の発明では、第１５の発明において運転条件に応じて吸気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記吸気絞り弁開度を、吸気を絞る側に補正する手段である。
【００３１】
第２０の発明では、第１から第１９までのいずれか一つの発明において前記触媒７１の上流にＨＣ吸着触媒を備える。
【００３３】
【発明の効果】
定常運転直後および加速運転直後の減速時にＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒が活性温度域にある場合には、ＨＣ濃度変動付与手段を作動させることにより、触媒に吸蔵しているＮＯｘを脱離還元して触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができ、また定常運転直後および加速運転直後の減速時にλ変動型ＮＯｘ還元触媒が活性温度域にある場合には、空燃比リッチ化手段を作動させることにより、触媒に吸蔵しているＮＯｘを脱離還元して触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができるのであるが、この場合にも燃料カットを一律に行ったのでは、触媒のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会をみすみす逃すことになる。これに対して第１、第２、第３、第４の発明によれば、この場合には、燃料カットを中止してＨＣ濃度変動付与手段を作動させて二次的にＨＣを供給することで、触媒入口でのＨＣ濃度が変動し、このＨＣ濃度の変動により触媒に吸蔵されているＮＯｘが脱離還元され、触媒のＮＯｘ吸蔵量が減少する。
【００３４】
ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒のＮＯｘ吸蔵量が限界に達したとき（再生時期）には、触媒を活性温度に高めるとともに触媒を流れる排気中のＨＣ濃度を変動させて触媒を再生する必要があるのであるが、第１〜第４の発明によれば、加速運転や定常運転からの減速時になるたびに触媒が活性温度域にあれば触媒のＮＯｘ吸蔵量が減らされるので、これによって触媒の再生時期を遅らせることができ、運転性を悪化させる機会を減らすことができる。
【００３６】
第５、第６、第７、第８、第９、第１０、第１１の発明によれば、減速時の小量の主噴射やパイロット噴射による燃料供給によりその供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼するときは、触媒温度の低下がそのぶん遅れ、これによって、触媒のＮＯｘ吸蔵量を一段と減らすことができる。
【００３７】
とはいえ、減速時の小量の主噴射による燃料供給により、供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼するときはトルクが発生するので、このトルクが大きいと運転性に違和感が生じるのであるが、この場合に第１２の発明によれば主噴射時期をさらに遅角補正することで、また第１３の発明によれば主噴射時期を遅角させることで、供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼することによるトルクの発生を抑制することができる。
【００３８】
第１４の発明によれば、ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒のＮＯｘ吸蔵量をさらに減少させることができる。
【００３９】
第１５、第１６、第１７、第１８、第１９の発明によれば、触媒を通過する排気流量の低下で触媒でのＳＶ比（触媒を通過する排気の質量流量と触媒表面積の比）が小さくなり、これによってさらにＮＯｘ還元率が向上する。また、減速時に排気流量を低下させるのであれば、運転性にも影響がない。
【００４０】
第２０の発明によれば、ＨＣ吸着触媒から脱離してくるＨＣによっても後段の触媒に吸蔵されているＮＯｘを還元できるので、二次的な燃料供給量を少なくできる。
【００４１】
【発明の実施の形態】
図１において、エンジンには公知のコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００４２】
これを図２により概説すると（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）、この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられる燃料噴射弁１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介してコモンレール１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分の燃料噴射弁１７に分配される。
【００４３】
噴射ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、バルブボディ内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇して噴射弁先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００４４】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を制御するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力制御弁３１を備える。この圧力制御弁３１はコントロールユニット４１からのデューティ信号に応じて通路１３の流路面積を変えるためのもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を制御する。コモンレール１６の燃料圧力によっても燃料噴射量は変化し、三方弁２５のＯＮ時間が同じであれば、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射量が多くなる。
【００４５】
コモンレール圧力ＰＣＲ１を検出するセンサ３２からの信号が、アクセル開度センサ３３（アクセルペダルの踏み込み量に比例した出力Ｌを発生）、クランク角センサ３４（エンジン回転数とクランク角度を検出）、クランク角センサ３５（気筒判別を行う）、水温センサ３６とともに入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転数とアクセル開度に応じて主噴射の目標燃料噴射量Ｑfとコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力制御弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。また、演算した主噴射の目標燃料噴射量Ｑfに対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御する。
【００４６】
エンジンにはまた排気還流装置（ＥＧＲ装置）を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４は排気通路５３の排気の一部を吸気通路に還流するための通路（ＥＧＲ通路）である。
【００４７】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中には排気還流量をコントロールするための弁（ＥＧＲ弁）５７が介装される。
【００４８】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００４９】
前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００５０】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００５１】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入する排気還流量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００５２】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御する。
【００５３】
図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボチャージャ２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御する。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。
【００５４】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００５５】
３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、４はスワール制御弁である。
【００５６】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００５７】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００５８】
ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐm、排気圧（タービン入口圧）Ｐexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐa、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegr、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの５変数を知ることができれば、排気量ＱexhとＥＧＲ量Ｑegrを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。
【００５９】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑas0と、燃料噴射量Ｑfと、可変ノズルの有効面積相当値Ａvntと、排気温度Ｔexhの４つの要素を用いて、排気圧Ｐexhをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００６０】
また、この推定した排気圧Ｐexhを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差とこの要求ＥＧＲ量ＴqeとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００６１】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００６２】
なお、以下に詳述する過給圧制御とＥＧＲ制御とは本出願よりも少し早い時期の別の出願によりすでに提案している。
【００６３】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０msec毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００６４】
ステップ１では回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、コンプレッサ入口圧Ｐa、実過給圧８Ｐm＿istを読み込む。
【００６５】
ここで、実過給圧Ｐm＿istはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐmと同じものであり、この吸気圧Ｐmはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐaはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑfの演算は後述する。
【００６６】
ステップ２では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐm＿solとして演算する。
【００６７】
ステップ５では実過給圧Ｐm＿istがこの目標過給圧Ｐm＿solと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量STEP istを演算する。
【００６８】
ステップ６では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐaより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度STEP solとして演算する。
【００６９】
ステップ９では、実過給圧Ｐm＿istと回転数ＮeからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量STEP istとをステップ１０において目標開度STEP solに加算した値をVNTstep1として演算する。
【００７０】
ステップ１１ではエンジン回転数Ｎeと実過給圧Ｐm＿istから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、VNTstep1がこのリミッタ内にあればVNTstep1の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度VNTstepとして演算する。
【００７１】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度VNTstepは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度VNTstepとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００７２】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００７３】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００７４】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲef信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲef信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【００７５】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒef信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒef信号前に演算した値）であることを意味している。
【００７６】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００７７】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【００７８】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【００７９】
ステップ２ではこれらＱac、Ｑf、Ｔnを用いてＱexh＝Ｑac・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑf0＝Ｑf・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔn0＝Ｔn・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００８０】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑacを演算するフローである。
【００８１】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【００８２】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎeを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎeと前記した吸気量の加重平均値Ｑas0とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑac0を、
【００８３】
【数１】
Ｑac0＝（Ｑas0／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【００８４】
ステップ６ではこのＱac0のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑac0・Ｚ-nをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑacｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００８５】
ステップ７では容積比Ｋvolと体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑacｎから
【００８６】
【数２】
Ｑac＝Ｑacn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑacｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑacn-1：Ｑacの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑacを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００８７】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算するフローである。
【００８８】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑacの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑeの前回値であるＱen-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎeを読み込む。
【００８９】
ステップ４ではＱen-1とＮeと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecｎを
【００９０】
【数３】
Ｑecｎ＝（Ｑen-1／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑecｎと容積比Ｋvol、体積効率相当値の前回値Ｋinn-1を用いて、
【００９１】
【数４】
Ｑec＝Ｑecn-1×（１−Ｋvol×Ｋinn-1）＋Ｑecｎ×Ｋvol×Ｋinn-1
ただし、Ｑecn-1：Ｑecの前回値、
Ｋinn-1：Ｋinの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑecを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【００９２】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑeに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱeに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑeの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱeのままでＱecを演算することで、できるだけＱecの演算精度を高めるようにしている。
【００９３】
図１４は体積効率相当値Ｋinを演算するフローである。
【００９４】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑac、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec、吸気圧Ｐm、吸入ガス温度の前回値であるＴnn-1を読み込み、このうちＰmとＴnn-1からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ROUqcylを求め、このガス密度ROUqcylとシリンダガス重量Ｑcyl（＝Ｑac＋Ｑec）を用いてステップ３において
【００９５】
【数５】
Ｋin＝Ｑcyl／(Ｖc／ROUqcyl)
ただし、Ｖc：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋinを演算する。
【００９６】
ここで、体積効率相当値Ｋinの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【００９７】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【００９８】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐm vを読み込み、この出力電圧Ｐm vよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐm 0に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐm1を吸気圧Ｐmとして演算する。
【００９９】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐmの演算が簡単になっている。
【０１００】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【０１０１】
図１８は吸入新気温度Ｔaを演算するフローである。
【０１０２】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔa vを読み込み、この出力電圧Ｔa vよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔa0に変換する。
【０１０３】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１０４】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰmn-1に基づいて圧力補正係数Ｋtmpiを、Ｋtmpi＝Ｐmn-1×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１０５】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋtmpiに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔaを、
【０１０６】
【数６】
Ｔa＝Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１０７】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑas0）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋvsp、吸気温度の吸気量補正値Ｋqaを求め、上記の数７式に代えて、
【０１０８】
【数７】
Ｔa＝Ｋvsp×Ｋqa×Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔaを求めればよい。
【０１０９】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔa0の値をそのまま吸入新気温度Ｔaとした後、処理を終了する。
【０１１０】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑacと吸入新気温度Ｔaとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと排気温度の前回値であるＴexhn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔexhn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋtlosを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔeを算出し、ステップ３では
【０１１１】
【数８】
Ｔn＝（Ｑac×Ｔa＋Ｑec×Ｔe）／（Ｑac＋Ｑec）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔnとする。
【０１１２】
図２２は燃料噴射量Ｑfを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎeとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮeとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍqdrvを求める。
【０１１３】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑf1に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑf1MAXによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑfとして演算する。
【０１１４】
図２５は排気温度Ｔexhを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰexhn-1を読み込む。
【０１１５】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔexhbを求める。
【０１１６】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0から排気温度の吸気温度補正係数Ｋtexh1を、Ｋtexh1＝（Ｔn0／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋtexh2を、排気圧の前回値Ｐexhn-1からＫtexh2＝（Ｐexhn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋeは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１１７】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎeから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を、ステップ８では指令開度VNTstepと排気量Ｑexhとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4をそれぞれ求める。
【０１１８】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔexhbに４つの各補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2、Ｋtexh3、Ｋtexh4を乗じて排気温度Ｔexhを計算する。
【０１１９】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔexhの演算精度が向上する。排気温度Ｔexhの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３４のフローで後述するように、排気温度Ｔexhは排気圧Ｐexhの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔexhの演算精度の向上が排気圧Ｐexhの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐexhの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を導入したものである。
【０１２０】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１２１】
【数９】
【０１２２】
このうち総排気重量Ｑtotalと排気温度Ｔexhからステップ２で
【０１２３】
【数１０】
Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ［m3/sec］
ただし、Ｔstd：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗexhを算出する。
【０１２４】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗexhの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξfricを演算する。ステップ４では指令開度VNTstepと総ガス重量Ｑtotalから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξconvを演算する。そして、これら２つの損失ξfric、ξconvをステップ５において指令開度VNTstepに乗算して、つまり
【０１２５】
【数１１】
Ａvnt＝ VNTstep×ξfric×ξconv
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを演算する。
【０１２６】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐexhの演算のフローである。
【０１２７】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１２８】
【数１２】
Ｐexh0＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvnt｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｋpexh：定数、
の式により排気圧Ｐexh0を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果を図３５に示す。同図より、予測値でも十分な精度があることがわかる。
【０１２９】
次に、図３６はＥＧＲ(流)量Ｑeを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１３０】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌiftsから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求める。
【０１３１】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑeを、これら吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveとから、
【０１３２】
【数１３】
Ｑe＝Ａve×｛(Ｐexh−Ｐm)×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）
の式により計算する。
【０１３３】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込み、このうちＮeとＱfとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔnから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍegrを計算する。
【０１３４】
図４１は要求ＥＧＲ(流)量Ｔqeの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、目標ＥＧＲ率Ｍegr、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑf0を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑacに目標ＥＧＲ率Ｍegrをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを計算する。
【０１３５】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として
【０１３６】
【数１４】
Ｒqec＝Ｒqecn-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍqec×Ｋin×Ｋvol
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqecを演算し、この中間処理値Ｒqecと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを用いてステップ４で
【０１３７】
【数１５】
Ｔqec＝Ｍqec×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqecn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒqecn-1：Ｒqecの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１３８】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecから、
【０１３９】
【数１６】
Ｔqe＝（Ｔqec／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔqeを計算する。
【０１４０】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、要求ＥＧＲ量Ｔqeを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavを、
【０１４１】
【数１７】
Ｔav＝Ｔqe／｛（Ｐexh−Ｐm）×ＫＲ＃｝1/2
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１４２】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔavより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍliftを求め、この目標リフト量Ｍliftに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttとして求める。
【０１４３】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌifttが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１４４】
これでＥＧＲ制御の説明を終了する。
【０１４５】
このように、本発明の実施形態では、吸気量(の加重平均値)Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、可変ノズルの有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexhの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１２式を用いて排気圧Ｐexhを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０１４６】
また、有効面積相当値Ａvntを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度VNTstepとの積で与えるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnを考慮できる。
【０１４７】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηnは摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０１４８】
また、摩擦損失ξfricを、排気流速相当値Ｗexhの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξfricを精度よく与えることができる。
【０１４９】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（１／｛１−(Ａ2／Ａ1)2｝1/2の値、ただしＡ1は入口面積、Ａ2は出口面積）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξconvを、指令開度VNTstepと総排気重量Ｑtotalに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０１５０】
また、指令開度VNTstepと排気量Ｑexhに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、この補正係数Ｋtexh4で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎeに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算し、この補正係数Ｋtexh3で排気温度基本値Ｔexhbを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。
【０１５１】
図１に戻り、排気タービン２ａ下流の排気通路５３に触媒１を備える。これは、図４４に示したように後段にＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒６１を、その前段にＨＣ吸着触媒６２を配置（直列配置）したものである。
【０１５２】
ここで、触媒６１は、ＮＯｘ吸蔵機能を持たせるための材料（酸化アルミニウムＡl2Ｏ3を担体として白金ＰtおよびランタンＬa、セリウムＣe、ジルコニウムＺrを担持させたものやメソポーラスシリカ）とＮＯｘ脱離還元機能を持たせるための材料（酸化アルミニウムＡl2Ｏ3を担体として白金Ｐtおよび鉄Ｆeを担持させたものや白金ＰtおよびランタンＬaを担持させたもの）とからなり（図４７参照）、リーン空燃比の領域で排気中のＨＣ濃度がほぼ一定の場合に排気中のＮＯｘを吸蔵し、同じくリーン空燃比の領域で触媒入口のＨＣ濃度が変化（変動）すると、触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを雰囲気中のＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するＮＯｘ還元触媒のことで、この触媒６１についての詳細は本出願人と同じ出願人により先に提案されている（特願平１０−２９１５８１号、同１０−３１９６８９号参照）。
【０１５３】
この触媒６１についてさらに説明すると、触媒６１入口のＨＣ、ＣＯの濃度をステップ的に大きくしたとき、ＥＯＥレベル（触媒６１がないときのＮＯｘ濃度レベルのこと）を基準にして図４５のように触媒６１出口のＮＯｘ濃度が変化する。同図において、ＥＯＥレベルより下にある領域Ａでは触媒６１にＮＯｘが吸蔵され、ＨＣ濃度のステップ増加により、ＥＯＥレベルを超える領域Ｂで触媒６１からＮＯｘが脱離し、ＨＣ濃度のステップ増加後にＥＯＥレベルより下になる領域ＣでＮＯｘが還元浄化される。この結果、Ａ＋Ｂ−Ｃ（≧０）が触媒６１トータルで浄化されるＮＯｘ量となる。
【０１５４】
この場合に、脱離還元過程の雰囲気酸素濃度が３％（リッチに近い条件）の場合と１０％（空燃比で１８以上のリーン条件）の場合とでＮＯｘ低減率を比較したものを図４６に示すと、雰囲気酸素濃度が３％の場合にｔ１、ｔ２の区間で８％、３％のＮＯｘが低減されるのに対して、雰囲気酸素濃度が１０％の場合にはｔ１、ｔ２の区間で３５％、２％のＮＯｘが低減されている。つまり、定常のｔ２区間では両者で違いがないのに対して、過渡のｔ１区間ではリーン条件のほうが実に４倍以上ものＮＯｘが低減される。言い換えると、触媒６１では、空燃比で１８以上のリーン条件においてＨＣ濃度変動を与えることで、ＮＯｘの脱離還元が可能となるのである。
【０１５５】
これに対してＨＣ吸着触媒６２は、ゼオライトとメソポーラスシリカからなり、リーン空燃比の領域において、低排気温度時に排気中のＨＣを吸着し、排気温度が高くなると触媒６２に吸着していたＨＣを脱離するもので（図５０参照）、実際には図４７に示したように、さらにＨＣ改質とＮＯｘ還元の各機能を付加している。
【０１５６】
さて、リーン空燃比の領域で触媒６１に吸蔵されているＮＯｘを還元するためには、排気温度およびＨＣ/ＮＯｘ比を適正に制御する必要がある。いま、代表的な運転モード（１０・１５モード）での排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比に対する走行頻度の特性を図４８に示すと、同図下段において円の半径が大きいところほど頻繁に運転されることを表している。
【０１５７】
一方、触媒６１のＮＯｘ吸蔵率、ＮＯｘ還元率は所定の排気温度と所定のＨＣ／ＮＯｘ比でピークをもち（ＮＯｘ還元率について図４９参照）、図４８上段のように、ＮＯｘ吸蔵率がピークになる排気温度よりもＮＯｘ還元率がピークになる排気温度のほうが高いところにある。したがって、ＮＯｘ吸蔵領域ではしばしば運転されるけれども、ＮＯｘ還元領域では運転の機会がわずかでしかない。
【０１５８】
実際の運転状態の変化をみるため、車速を増して一定速に至らせた後その速度を所定の期間維持させ、その後に減速させた場合の特性を図５１に示す。同図において減速時には、車速の減少とほぼ同じ応答で低下していく排気温度（図示しない）に対して、触媒ベッド温度のほうは応答遅れがあるためｔｄのタイミングまで触媒６１が活性化している。したがって、ｔｂからｔｄまでの区間でＨＣ（ＮＯｘ還元剤）を供給してやれば、触媒６１に吸蔵しているＮＯｘをこのＨＣによって脱離還元することができる。
【０１５９】
しかしながら、減速時は燃費向上のため図示のようにｔｂからｔｃまでの区間で燃料カットが行われる（燃料噴射量が０）。このため、燃料カット区間では触媒６１に吸蔵しているＮＯｘが還元されることはなく、したがって触媒６１のＮＯｘ吸蔵量は燃料カット直前の値（ｔｂでの値）を保持することになっている。つまり、減速時でも触媒６１が活性温度域にあるあいだは、ＨＣの供給により触媒６１のＮＯｘ吸蔵量を減らすことができるのに、減速時に一律に燃料カットを行うのでは、触媒６１のＮＯｘ吸蔵量を減らす機会をみすみす逃すことになるのである。
【０１６０】
なお、燃料カット時（減速）時に吸気絞り弁開度を調節することによりＮＯｘ触媒の転換効率を向上させるものがあるが、燃料カット時はＨＣが排出されないため、この状態で触媒通過ガス量を調節してもＮＯｘ還元性能を向上させることは難しい。
【０１６１】
これに対処するためコントロールユニット４１では、減速になっても触媒６１が活性温度域にあるあいだは、ＨＣ濃度変動手段を作動させて二次的にＨＣを触媒６１に供給する。
【０１６２】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【０１６３】
図５３は触媒入口排気温度Ｔexhcを演算するフローである。触媒入口排気温度はタービンの効率によって変化するが、概ね可変ノズル２ｄのノズル開度、車速および大気温度の関数となるため簡単化を図っている。
【０１６４】
ステップ１では指令開度VNTstep（図４により演算）、車速ＶＳＰ、吸入新気温度Ｔa（図１８により演算）を読み込み、ステップ２において、指令開度VNTstepと回転数Ｎeおよび燃料噴射量Ｑfの積とから図５４を内容とするマップを検索して、タービン仕事による排気温度の低下割合係数Ivntを、また車速ＶＳＰと吸入新気温度Ｔaとから図５５を内容とするマップを検索して、タービン出口から触媒入口までの排気管表面からの放熱割合を示す温度降下係数ＫＴＬＯＳを求める。
【０１６５】
そして、ステップ３ではこれら係数Ｉvnt、ＫＴＬＯＳを上記の排気温度Ｔexh（図２５により演算）に乗じた値を触媒入口排気温度Ｔexhcとして計算する。これは、タービンより触媒入口までの排気温度の低下を考慮するものである。
【０１６６】
図５６は触媒ベッド温度Ｔexhbdを演算するフローである。これは、本来ならば排気温度と大気温度とが触媒担体を通した熱伝達の結果として求まるものであるが、ここでは触媒入口排気温度Ｔexhcの１次遅れで記述する。
【０１６７】
ステップ１で上記の触媒入口排気温度Ｔexhcを読み込み、ステップ２において、
【０１６８】
【数１８】
ＴＤＢＥＤ＃：定数（昇温時定数相当値）、
Ｔoffset：オフセット量、
の式（一次遅れの式）により触媒ベッド温度Ｔexhbdを計算する。Ｔexhbdの初期値は一定値でよい。
【０１６９】
オフセット量Ｔoffsetは触媒からの放熱分を考慮する値で、触媒からの放熱を無視できる場合はＴoffset＝０でよい。通常は放熱があるため、運転頻度の高い運転域でＴoffsetを実験的に求め、予測結果をよくする。
【０１７０】
なお、本願では応答性と耐久性の観点から温度センサを設けることなく触媒ベッド温度を予測しているが、応答性のよい薄膜型熱伝対等からなる温度センサを触媒表面に貼り付け、このセンサにより計測した温度を触媒ベッド温度としてもかまわない。
【０１７１】
図５７は減速時であるかどうかを判定するフローである。ステップ１、２で回転数Ｎe、アクセルペダル開度ＴＶＯ（コントロールレバー開度でもかまわない）、車速ＶＳＰのほか、ｋサイクル前の回転数Ｎe・Ｚ-k、ｍサイクル前のアクセルペダル開度ＴＶＯ・Ｚ-m、ｐサイクル前の車速ＶＳＰ・Ｚ-pを読み込み、ステップ３においてこれらＮe、ＴＶＯ、ＶＳＰとこれに対応する所定の計算サイクル前の値との差分ｄＮe、ｄＴＶＯ、ｄＶＳＰを計算する。
【０１７２】
ステップ４ではこれら差分ｄＮe、ｄＴＶＯ、ｄＶＳＰとこれに対応する所定値（負の定数）Ｃ Ｎe、Ｃ ＴＶＯ、Ｃ ＶＳＰを比較し、一つでも所定値より小さいときは減速時であると判断してステップ５に進み、減速フラグＦＳＬ＝１とし、すべてが所定値以上であるときはステップ６で減速フラグＦＳＬ＝０とする。
【０１７３】
図５８はＨＣ濃度を増加させるかどうかを判定するフローである。ステップ１で、触媒ベッド温度Ｔexhbdと減速フラグＦＳＬを読み込み、ステップ２、３において、減速フラグＦＳＬの値をみるとともに、触媒ベッド温度Ｔexhbdと所定値Ｃ Ｔexhを比較する。所定値Ｃ Ｔexhは触媒６１が活性化する温度の下限を定める値である。したがって、ＦＳＬ＝１（減速時）かつＴexhｂd＞Ｃ Ｔexhである場合には、ＨＣを供給してやりさえすれば触媒６１に吸蔵されているＮＯｘを脱離還元できるので、ステップ４に進んでＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒed＝１とし、そうでない場合にはステップ５に進んでＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒed＝０とする。
【０１７４】
図５９はＨＣ濃度を増加させるフローである。ステップ１でＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒedをみる。Ｆ Ｒed＝１の場合にはステップ２で目標主噴射時期ＩＴs、目標スワール弁開度ＳＲs、目標ＥＧＲ率Ｍegr、目標燃料噴射圧力（目標コモンレール圧力）ＰＲs、目標吸気絞り弁開度ＴＨs、目標パイロット噴射量ＱＰＬs、目標パイロット噴射時期ＩＴＰＬsを読み込む。ここで、目標ＥＧＲ率Ｍegrの特性は前述した（図３８参照）。残りの目標主噴射時期ＩＴs、目標スワール弁開度ＳＲs、目標コモンレール圧力ＰＲs、目標吸気絞り開度ＴＨs、目標パイロット噴射量ＱＰＬs、目標パイロット噴射時期ＩＴＰＬsの各特性は周知であるため図示しないが、いずれもテーブル値やマップ値である。
【０１７５】
これら目標値と各目標値に対応する補正値（一定値）を用いて、ステップ３では、
【０１７６】
【数１９】
ＩＴs＝ＩＴs−Ｃ ＩＴ、
ＳＲs＝ＳＲs−Ｃ ＳＲ、
Ｍegr＝Ｍegr＋Ｃ ＥＧＲ、
ＰＲs＝ＰＲs−Ｃ ＰＲ、
ＴＨs＝ＴＨs−Ｃ ＴＨ、
ＱＰＬs＝ＱＰＬs＋Ｃ ＱＰＬ、
ＩＴＰＬs＝ＩＴＰＬs＋Ｃ ＩＴＰＬ、
ただし、Ｃ ＩＴ：主噴射時期補正値、
Ｃ ＳＲ：スワール弁開度補正値、
Ｃ ＥＧＲ：ＥＧＲ率補正値、
Ｃ ＰＲ：コモンレール圧力補正値、
Ｃ ＴＨ：吸気絞り弁開度補正値、
Ｃ ＱＰＬ：パイロット噴射量補正値、
Ｃ ＩＴＰＬ：パイロット噴射時期補正値、
の式により各々の目標値を補正する（主噴射時期を遅角する、スワール弁開度を減少してスワールを弱くする、ＥＧＲ率を大きくする、コモンレール圧力を下げる、吸気絞り弁を閉じて吸気を絞る、パイロット噴射量を増やす、パイロット噴射時期を進角する）。これら７つの補正方法はいずれも燃焼を悪くするものであり、これによって、排気中のＨＣ濃度が増加する。なお、７つの補正方法は単に羅列したものであり、少なくとも１つの補正方法を実施すればい。個別には、主噴射時期の遅角補正が応答性が最も高く、かつＨＣ増加率も最も高い。パイロット噴射量の増加補正とパイロット噴射時期の進角補正は主噴射時期の遅角補正と同等、コモンレール圧力の減少補正は、応答は少し悪いがＨＣ増加率は主噴射時期の遅角補正と同等である。
【０１７７】
ただし、主噴射時期の遅角補正、スワール弁開度の減少補正、ＥＧＲ率の増加補正、コモンレール圧力の減少補正、吸気絞り弁開度の減少補正を採用するときは、同時に小量の主噴射を行わなければならない。同様にして、主噴射時期の補正に代えてパイロット噴射時期の進角補正を採用するときは、同時にパイロット噴射を行わなければならない。
【０１７８】
パイロット噴射量を増量補正する方法は、燃焼騒音が問題となる運転域や燃焼開始時のシリンダ内雰囲気温度を上昇させたい領域でパイロット噴射を行っているエンジンを対象とする場合である（後者について特願平１１−４９８２４号参照）。したがって、もともとパイロット噴射を行っていないエンジンを対象とする場合には、パイロット噴射を行うことにより未燃のままエンジンアウトに排出させることによって、排気中のＨＣ濃度を増加させればよい。
【０１７９】
図６０は排気流量の減量補正を行うフローである。ステップ１でＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒedをみて、Ｆ Ｒed＝１の場合には、ステップ２で指令開度VNTstep、目標排気絞り弁開度ＥＳsを読み込み、これら目標値と各目標値に対応する補正値（一定値）を用いて、ステップ３において、
【０１８０】
【数２０】
ＶＮＴstep＝ＶＮＴstep−Ｃ ＶＮＴ、
ＥＳs＝ＥＳs−Ｃ ＥＳ、
ただし、Ｃ ＶＮＴ：指令開度補正値、
Ｃ ＥＳ：排気絞り弁開度補正値、
の式により各々の目標値を補正する（指令開度を小さくして過給圧を下げる、排気絞り弁開度を小さくして排気を絞る）。これら２つの補正によって、排気流量が減少する。なお、２つの補正方法は単に羅列したもので、排気絞り弁が設けられていない場合には指令開度の減量補正だけを実施すればい。排気絞り弁（図示しない）は、排気通路の下流に設けられ、エンジンの暖機完了前に排気の流量を絞ることによって、エンジンの暖機を促すものである。
【０１８１】
特にＥＧＲを行う場合に、ＥＧＲ量に応じて排気流量が変化し、触媒６１を通過する排気の質量流量と触媒表面積の比であるＳＶ比が大きく変化する。このＳＶ比の変化により、図６１に示したように触媒６１の還元性能と触媒活性温度が変化するため、ＳＶ比を小さくしてやったほうがＮＯｘ還元率が高くなるのである。
【０１８２】
ここで、小量の主噴射と主噴射時期の遅角補正によりＨＣ濃度を増加させる場合で、本実施形態の作用を述べると、図５２は図５１と同じ運転条件のときの特性である。ｔｂのタイミングで燃料カットが行われた従来装置と相違して、本実施形態では、減速時でありながら触媒６１が活性温度域にあるあいだ（つまりｔｂからｔｄの区間）でＨＣ濃度増加フラグＦ Ｒed＝１となり、減速時にも拘わらず小量の主噴射により燃料供給が行われ、さらに主噴射時期の遅角補正で燃焼が悪化する。これによって触媒６１入口でのＨＣ濃度が増加し、このＨＣ濃度の変動により触媒６１に吸蔵されているＮＯｘが脱離還元され、触媒６１のＮＯｘ吸蔵量が減少する。
【０１８３】
これを、図４８でみてみると、本実施形態によれば、白抜き矢印で示した領域がＮＯｘ還元のため新たに使われることになったわけである。
【０１８４】
触媒６１のＮＯｘ吸蔵量が限界に達したとき（再生時期）には、触媒６１を活性温度に高めるとともに触媒６１を流れる排気中のＨＣ濃度を変動させて触媒６１を再生する必要があるのであるが、本実施形態によれば、加速運転や定常運転からの減速時になるたびに触媒６１が活性温度域にあればＮＯｘ吸蔵量が減らされるので、これによって触媒６１の再生時期を遅らせることができ、運転性を悪化させる機会を減らすことができる。
【０１８５】
また、本実施形態では減速時に小量の主噴射やパイロット噴射により燃料供給を行うので、その供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼するときは、触媒ベッド温度の低下がそのぶん遅れ、これによって触媒６１のＮＯｘ吸蔵量が一段と減らされることになる。
【０１８６】
とはいえ、小量の主噴射による供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼することによりトルクが発生するので、このトルクが大きいと、運転性に違和感が生じる。この場合、主噴射時期を遅角させることで、供給燃料の一部がシリンダ内で燃焼することによるトルクの発生を抑制することができる。したがって、本実施形態の主噴射時期の遅角補正量は、燃焼を悪化させてＨＣ濃度を増やしたいという要求と減速時の燃料供給に伴って発生するエンジントルクを大きくしたくないという要求との２つから定めている。この結果、減速時に燃料カットを中止して小量の主噴射による燃料供給を行っていても、運転性に影響することはない。
【０１８７】
また、ＨＣ吸着触媒６２から脱離してくるＨＣによっても後段の触媒６１に吸蔵されているＮＯｘを還元できるので、二次的な燃料供給量を少なくできる。
【０１８８】
なお、図５１に示す従来装置では減速時（特に燃料カットリカバー時）に主噴射時期を進角させている。これは、低負荷における燃焼室内温度の低下で燃焼状態が悪くなり白煙が発生するので、これを避けるため、進角させて燃焼をよくしようというものである。
【０１８９】
次に、図６２は第２実施形態の波形図で、第１実施形態の図５２に対応する。減速時かつ触媒６１が活性温度域にある場合に、第１実施形態では小量の主噴射を行いつつ主噴射時期を一定値遅角補正したが、第２実施形態では、少量の主噴射を行いつつ主噴射時期を短い周期で遅角と進角を繰り返すようにしたもので、これによって排気中のＨＣ濃度が増加と減少を繰り返す。これは、図６３に示したようにＨＣ濃度を一律に増加させる場合より、ＨＣ濃度を増減させた場合のほうがＮＯｘ還元率が良くなることに着目したもので、この第２実施形態によれば、減速時かつ触媒６１が活性温度域にある場合に、触媒６１のＮＯｘ吸蔵量をさらに減少させることができる。
【０１９０】
なお、主噴射時期を短い周期で遅角と進角を繰り返す方法は周知なので図示しない。
【０１９１】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置を用いた場合で説明したが、これに限定されるものでない。たとえばユニットインジェクタを用いる場合にも適用可能である。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】触媒の概略構成図。
【図４５】触媒６１入口のＨＣ濃度をステップ的に大きくしたときの触媒６１出口におけるＮＯｘ濃度の変化波形図。
【図４６】２つの酸素濃度条件におけるＨＣ濃度変動によるＮＯｘ低減率を示す表図。
【図４７】２つの触媒６１、６２の機能と材料例を示す表図。
【図４８】１０・１５モードでの排気温度とＨＣ/ＮＯｘ比に対する走行頻度の特性図。
【図４９】排気温度、ＨＣ／ＮＯｘ比に対する触媒６１のＮＯｘ還元率の特性図。
【図５０】排気温度に対する触媒６２のＨＣ吸着率、ＨＣ脱離率の特性図。
【図５１】従来装置の作用を示す波形図。
【図５２】第１実施形態の作用を示す波形図。
【図５３】触媒入口排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５４】温度降下係数の特性図。
【図５５】温度降下係数の特性図。
【図５６】触媒ベッド温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５７】減速判定を説明するためのフローチャート。
【図５８】ＨＣ濃度増加判定を説明するためのフローチャート。
【図５９】ＨＣ濃度増加処理を説明するためのフローチャート。
【図６０】排気流量減量補正を説明するためのフローチャート。
【図６１】ＳＶ比を変化させたときのＮＯｘ転換率の特性図。
【図６２】第２実施形態の作用を示す波形図。
【図６３】ＨＣ濃度を増減させた場合のＮＯｘ還元率の特性図。
【図６４】第１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
１ 触媒
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１７ 燃料噴射弁
４１ コントロールユニット
６１ ＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒
６２ ＨＣ吸着触媒
Claims (20)
- リーン空燃比の領域で排気中のＨＣ濃度がほぼ一定の場合に排気中のＮＯｘを吸蔵し、同じくリーン空燃比の領域で触媒入口のＨＣ濃度が変化すると、触媒に吸蔵していたＮＯｘを脱離するとともに、この脱離したＮＯｘを雰囲気中のＨＣ、ＣＯを還元剤として用いて還元浄化するＮＯｘ還元触媒であるＨＣ変動型ＮＯｘ還元触媒と、
減速時かつ前記触媒が活性温度域にあるかどうかを判定する手段と、
この判定結果より減速時かつ前記触媒が活性温度域にある場合に、前記触媒に流入する排気中のＨＣ濃度に変動を与える手段と
を備えることを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。 - 前記触媒が活性温度域にあるかどうかを触媒ベッド温度に基づいて判定することを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記触媒の入口排気温度の１次遅れで前記触媒ベッド温度を演算することを特徴とする請求項２に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記ＨＣ濃度に変動を与える手段は前記ＨＣ濃度を増加する手段であることを特徴とする請求項１から３までのいずれか一つに記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて主噴射時期を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記主噴射時期を遅角補正する手段であることを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 主噴射を実行する手段と、運転条件に応じてＥＧＲ率を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記ＥＧＲ率を増加補正する手段であることを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて吸気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記吸気絞り弁開度を、吸気を絞る側に補正する手段であることを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 主噴射を実行する手段と、運転条件に応じてスワール強度を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記スワール強度を減少補正する手段であることを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 主噴射を実行する手段と、運転条件に応じて燃料噴射圧力を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記主噴射実行手段により小量の主噴射を行いつつ前記燃料噴射圧力を減少補正する手段であることを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- パイロット噴射を実行する手段と、運転条件に応じてパイロット噴射時期を制御する手段を備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記パイロット噴射実行手段によりパイロット噴射を行いつつ前記パイロット噴射時期を進角補正する手段であることを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 運転条件に応じてパイロット噴射量を演算する手段と、このパイロット噴射量の燃料をパイロット噴射する手段とを備え、前記ＨＣ濃度を増加する手段が、前記パイロット噴射量を増加補正する手段であることを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記小量の主噴射によってエンジンにトルクが発生する場合に、前記主噴射時期をさらに遅角補正することを特徴とする請求項５に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 運転条件に応じて主噴射時期を制御する手段を備え、前記小量の主噴射によってエンジンにトルクが発生する場合に、前記主噴射時期を遅角補正することを特徴とする請求項６に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記ＨＣ濃度に変動を与える手段は、前記ＨＣ濃度を増減する手段であることを特徴とする請求項１から３までのいずれか一つに記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記ＨＣ濃度に変動を与える際に排気流量を減少させることを特徴とする請求項１から３までのいずれか一つに記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 可変ノズル開度により過給圧を制御可能なターボチャージャと、運転条件に応じた前記可変ノズル開度により過給圧を制御する手段とを備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記可変ノズル開度を、過給圧が低下する側に補正する手段であることを特徴とする請求項１５に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 運転条件に応じて排気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記排気絞り開度を、排気を絞る側に補正する手段であることを特徴とする請求項１５に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 運転条件に応じてＥＧＲ率を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記ＥＧＲ率を増加補正する手段であることを特徴とする請求項１５に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 運転条件に応じて吸気絞り弁開度を制御する手段を備え、前記排気流量を減少させる手段が、前記吸気絞り弁開度を、吸気を絞る側に補正する手段であることを特徴とする請求項１５に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記触媒の上流にＨＣ吸着触媒を備えることを特徴とする請求項１から１９までのいずれか一つに記載のディーゼルエンジンの制御装置。
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