JP4654287B2 - 内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、排ガスを浄化する排気浄化装置が排気系に設けられた内燃機関において、当該排気浄化装置よりも下流側の排ガスの空燃比を制御する内燃機関の空燃比制御装置に関する。

従来、内燃機関の空燃比制御装置として、特許文献１に記載されたものを本出願人は既に提案している。この空燃比制御装置は、内燃機関の排気通路内を流れる排ガスの空燃比を制御するものであり、この内燃機関の排気通路には、上流側から順に、ＬＡＦセンサ、上流側触媒、酸素濃度センサおよび下流側触媒が設けられている。この酸素濃度センサは、上流側触媒と下流側触媒の間における排ガス中の酸素濃度を検出するものであり、その出力値が、排ガスの空燃比が理論空燃比よりもリッチ側の値であるときにはハイレベルの電圧値を、排ガスの空燃比がリーン側の値であるときにはローレベルの電圧値をそれぞれ示すとともに、排ガスの空燃比が理論空燃比付近のときには、ハイレベルとローレベルの間の所定の適正値ｑを示す特性を有している（同文献の図２参照）。この場合、排ガスの空燃比が理論空燃比付近にあるときには、上流側触媒におけるＣＯ，ＨＣ，ＮＯｘの浄化バランスが最も優れた状態となる。

この空燃比制御装置では、以下に述べる空燃比制御処理により、出力値が所定の適正値ｑに収束するように制御される。まず、内燃機関の運転状態に基づき、基本燃料噴射量Ｔｉｍおよび総補正係数ＫＴＯＴＡＬを算出し、次に、エンジン回転数および吸気圧に応じて、基準空燃比ＫＢＳを算出する。また、本処理とは別個の適応スライディングモード制御処理によって、酸素濃度センサの出力値を所定の適正値ｑに収束させるための補正値Ｕｓｌを算出し、これを基準空燃比ＫＢＳに加算することによって、目標空燃比ＫＣＭＤを算出する。

次いで、この目標空燃比ＫＣＭＤを充填効率を考慮して補正することにより、補正目標空燃比ＫＣＭＤＭを算出し、さらに、各種のフィードバック係数＃ｎＫＬＡＦ，ＫＦＢを算出する。そして、基本燃料噴射量Ｔｉｍに、総補正係数ＫＴＯＴＡＬ、補正目標空燃比ＫＣＭＤＭおよびフィードバック係数＃ｎＫＬＡＦ，ＫＦＢを乗算することにより、気筒ごとの燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔを算出し、さらに、これを付着補正する。その後、付着補正した燃料噴射量＃ｎＴｏｕｔに基づく駆動信号を、燃料噴射装置に出力する。

以上により、この空燃比制御装置によれば、ＬＡＦセンサの検出空燃比が目標空燃比ＫＣＭＤに収束するように制御されることで、酸素濃度センサの出力値が所定の適正値ｑに収束するように制御される。その結果、良好な排ガス特性を確保することができる。

特開平９−２７３４３８号公報

上記従来の空燃比制御装置によれば、酸素濃度センサの出力値が所定の適正値ｑに収束している場合、排ガスの空燃比が理論空燃比付近に制御されている状態となるので、内燃機関がガソリンエンジンの場合、ほぼ全運転域において、酸素濃度センサの出力値を所定の適正値ｑに保持することができ、良好な排ガス特性を確保することができる。しかし、内燃機関における燃焼混合気の空燃比の制御範囲が制限される場合、例えばディーゼルエンジンのように、燃焼混合気が通常時、理論空燃比よりもリーン側に制御される場合、排ガスの空燃比を理論空燃比付近に継続して制御するのが困難であり、その結果、排ガス特性が悪化する可能性がある。

本発明は、上記課題を解決するためになされたもので、燃焼混合気の空燃比の制御範囲が制限される場合においても、排気浄化装置よりも下流側の排ガスの空燃比を適切に制御することができ、それにより、排ガス特性を向上させることができる内燃機関の空燃比制御装置を提供することを目的とする。

上記目的を達成するために、請求項１に係る発明は、排ガスを浄化する排気浄化装置（三元触媒１０）が排気系に設けられ、気筒３ａ内で燃焼させるための燃料が第１燃料として気筒３ａ内に供給されるとともに、未燃燃料が第２燃料として排気浄化装置に供給される内燃機関３において、気筒３ａへの吸気量、第１燃料量（トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ）および第２燃料量（ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔ）を制御することによって、排気浄化装置よりも下流側の排ガスの空燃比を制御する内燃機関３の空燃比制御装置１であって、内燃機関３は、気筒３ａ内に吸入される新気量を変更可能な新気量可変機構（ターボチャージャ６）と、気筒３ａ内に吸入される不活性ガス量を変更可能な不活性ガス量可変機構（排気還流機構７）と、を備えており、排気浄化装置よりも下流側に設けられ、排ガス中の酸素濃度を表す検出信号を出力する酸素濃度検出手段（酸素濃度センサ２２）と、酸素濃度検出手段の出力値ＶＯ２の目標となる目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴを設定する目標出力値設定手段（ＥＣＵ２、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０）と、所定の第１フィードバック制御アルゴリズム［式（１７）〜（２７）］を用いて、酸素濃度検出手段の出力値ＶＯ２が目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束するように、吸気量を制御する吸気量制御手段（ＥＣＵ２、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０、メインコントローラ６０）と、所定の第２フィードバック制御アルゴリズム［式（３２）〜（４２）］を用いて、酸素濃度検出手段の出力値ＶＯ２が目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束するように、第２燃料量を制御する第２燃料量制御手段（ＥＣＵ２、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０、メインコントローラ６０）と、を備え、第１フィードバック制御アルゴリズムでは、出力値ＶＯ２の目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴへの収束速度が、第２フィードバック制御アルゴリズムにおける出力値ＶＯ２の目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴへの収束速度よりも遅くなるように構成されており（ＰＯＬＥ＿ａｅ＜ＰＯＬＥ＿ｇｐ）、吸気量制御手段は、第１フィードバック制御アルゴリズムを用いて、酸素濃度検出手段の出力値ＶＯ２が目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束するように、吸気量を制御するための吸気量制御入力（ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥ）を算出する吸気量制御入力算出手段（ＥＣＵ２、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０）と、吸気量制御入力を、新気量を制御するための新気量制御入力（ＦＢ新気量Ｄｇａｉｒ）と、不活性ガス量を制御するための不活性ガス量制御入力（ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒ）とに分配する分配手段（ＥＣＵ２、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０）と、新気量制御入力を用いて、新気量可変機構を制御する新気量制御手段（ＥＣＵ２、メインコントローラ６０）と、不活性ガス量制御入力を用いて、不活性ガス量可変機構を制御する不活性ガス量制御手段（ＥＣＵ２、メインコントローラ６０）と、を有することを特徴とする。

この内燃機関の空燃比制御装置によれば、所定の第１フィードバック制御アルゴリズムを用いて、酸素濃度検出手段の出力値が目標出力値に収束するように、吸気量が制御され、所定の第２フィードバック制御アルゴリズムを用いて、酸素濃度検出手段の出力値が目標出力値に収束するように、第２燃料量が制御される。このように、吸気量および第２燃料量が制御されるので、内燃機関における燃焼混合気の空燃比の制御範囲が制限される場合でも、酸素濃度検出手段の出力値が目標出力値に収束するように、排気浄化装置よりも下流側の排ガスの空燃比を適切に制御することができ、それによって、排ガス特性を向上させることができる。また、吸気量のフィードバック制御と、第２燃料量のフィードバック制御とを同時に実行した場合、２つのフィードバック制御が互いに干渉し合うおそれがある。これに対して、この空燃比制御装置によれば、吸気量の算出に用いる第１フィードバック制御アルゴリズムにおける出力値の目標出力値への収束速度が、第２燃料量の算出に用いる第２フィードバック制御アルゴリズムでは、出力値の目標出力値への収束速度よりも遅くなるように構成されているので、２つのフィードバック制御が互いに干渉し合うのを回避することができる。これに加えて、吸気量制御を実行する際、吸気量を変更するのに用いられる機器に対して、高い応答性が要求されなくなることで、過渡時における空燃比の制御性を向上させることができるとともに、機器の寿命を延ばすことができる。さらに、第１フィードバック制御アルゴリズムを用いて、酸素濃度検出手段の出力値が目標出力値に収束するように、吸気量を制御するための吸気量制御入力が算出され、この吸気量制御入力が、新気量を制御するための新気量制御入力と、不活性ガス量を制御するための不活性ガス量制御入力とに分配され、新気量制御入力を用いて、新気量可変機構が制御されるとともに、不活性ガス量制御入力を用いて、不活性ガス量可変機構が制御される。このように、吸気量制御入力を分配した２つの値を用いて、新気量可変機構および不活性ガス量可変機構がそれぞれ制御されるので、新気量の変更度合と不活性ガス量の変更度合とに対して重み付けをしながら、吸気量を制御することができる。それにより、スート（すす）、ＨＣおよび不正燃焼の発生などの、リーンバーンエンジン（ディーゼルエンジンやリーンバーンガソリンエンジン）固有の課題の解決と、制御精度の向上とを図ることができる（なお、本明細書における「吸気量」は、新気や不活性ガスなどを含む、気筒に吸入されるガスの総量を意味する）。

請求項２に係る発明は、請求項１に記載の内燃機関３の空燃比制御装置１において、分配手段は、吸気量制御入力を新気量制御入力と不活性ガス量制御入力とに分配する分配率ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥを、分配率と内燃機関の運転状態および／または排気系温度との関係を予めスケジューリングしたマップを用いて決定することを特徴とする。

以下、図面を参照しながら、本発明の一実施形態に係る内燃機関の空燃比制御装置について説明する。図１は、本実施形態の空燃比制御装置１およびこれを適用した内燃機関（以下「エンジン」という）３を示しており、この空燃比制御装置１は、図２に示すように、ＥＣＵ２を備えている。このＥＣＵ２は、後述するように、エンジン３の運転状態に応じて、空燃比制御処理などの各種の制御処理を実行する。

エンジン３は、図示しない車両に搭載された直列４気筒型ディーゼルエンジンであり、４組の気筒３ａおよびピストン３ｂ（１組のみ図示）と、クランクシャフト３ｃなどを備えている。このエンジン３には、クランク角センサ２０が設けられている。

このクランク角センサ２０は、マグネットロータおよびＭＲＥピックアップで構成されており、クランクシャフト３ｃの回転に伴い、パルス信号であるＣＲＫ信号をＥＣＵ２に出力する。このＣＲＫ信号は、所定クランク角（例えば３０゜）毎に１パルスが出力され、ＥＣＵ２は、このＣＲＫ信号に基づき、エンジン３の回転数（以下「エンジン回転数」という）ＮＥを算出する。

また、エンジン３には、燃料噴射弁４が気筒３ａ毎に設けられており（１つのみ図示）、各燃料噴射弁４はいずれも、ＥＣＵ２に電気的に接続されている。燃料噴射弁４は、後述するように、ＥＣＵ２によって、その開弁時間および開弁タイミングが制御され、それにより、燃料噴射量および燃料噴射タイミングが制御される。

一方、エンジン３の吸気通路５には、ターボチャージャ６（新気量可変機構）が設けられている。このターボチャージャ６は、吸気通路５の途中に設けられたコンプレッサブレード６ａと、排気通路９（排気系）の途中に設けられ、コンプレッサブレード６ａと一体に回転するタービンブレード６ｂと、複数の可変ベーン６ｃ（２つのみ図示）と、可変ベーン６ｃを駆動するベーンアクチュエータ６ｄなどを備えている。

このターボチャージャ６では、排気通路９内の排ガスによってタービンブレード６ｂが回転駆動されると、これと一体のコンプレッサブレード６ａも同時に回転することによって、吸気通路５内の新気が加圧される。すなわち、過給動作が実行される。

また、可変ベーン６ｃは、ターボチャージャ６が発生する過給圧を変化させるためのものであり、ハウジングのタービンブレード６ｂを収容する部分の壁に回動自在に取り付けられている。可変ベーン６ｃは、ＥＣＵ２に接続されたベーンアクチュエータ６ｄに機械的に連結されている。ＥＣＵ２は、ベーンアクチュエータ６ｄを介して可変ベーン６ｃの開度を変化させ、タービンブレード６ｂに吹き付けられる排ガス量を変化させることによって、タービンブレード６ｂの回転速度すなわちコンプレッサブレード６ａの回転速度を変化させ、それにより、過給圧を制御する。

また、エンジン３には、排気還流機構７（不活性ガス量可変機構）が設けられている。この排気還流機構７は、排気通路９内の排ガスの一部を吸気通路５側に還流するものであり、吸気通路５および排気通路９の間に接続されたＥＧＲ通路７ａと、このＥＧＲ通路７ａを開閉するＥＧＲ制御弁７ｂなどで構成されている。ＥＧＲ通路７ａの一端は、排気通路９のタービンブレード６ｂよりも上流側の部分に開口し、他端は、吸気通路５のコンプレッサブレード６ａよりも下流側の部分に開口している。

ＥＧＲ制御弁７ｂは、そのリフトが最大値と最小値との間でリニアに変化するリニア電磁弁で構成され、ＥＣＵ２に電気的に接続されている。ＥＣＵ２は、ＥＧＲ制御弁７ｂを介して、ＥＧＲ通路７ａの開度を変化させ、それにより、排ガスの還流量を制御する。なお、以下の説明では、還流される排ガス中の不活性ガスのみを「Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ」といい、その量を「Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量」という。

一方、排気通路９のタービンブレード６ｂよりも下流側には、上流側から順に、三元触媒１０、ＤＰＦ（Diesel Particulate Filter）１１およびＤｅＮＯｘ触媒１２が設けられている。この三元触媒１０（排気浄化装置）は、その温度が所定の活性温度Ｔｔｗｃ＿ａｃｔよりも高い領域にあるときに活性化し、排ガス中の有害な未燃成分を浄化する。

また、ＤＰＦ１１は、排ガス中の微粒子を捕捉し、除去する。さらに、ＤｅＮＯｘ触媒１２は、酸化雰囲気の排ガスすなわち酸素濃度が理論空燃比に相当する排ガスの酸素濃度よりも高い排ガスが流入したときに、排ガス中のＮＯｘを捕捉するとともに、還元雰囲気の排ガスが流入したときに、捕捉したＮＯｘを還元することで浄化する。このＤｅＮＯｘ触媒１２は、その温度が所定の活性温度Ｔｄｎｘ＿ａｃｔよりも高い領域にあるときに活性化する特性を有している。

さらに、排気通路９には、上流側から順に、三元触媒温度センサ２１、酸素濃度センサ２２およびＤｅＮＯｘ触媒温度センサ２３が設けられている。この三元触媒温度センサ２１は、三元触媒１０の温度（以下「三元触媒温度」という）Ｔｔｗｃを検出し、それを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。

また、酸素濃度センサ２２（酸素濃度検出手段）は、排気通路９の三元触媒１０とＤｅＮＯｘ触媒１２との間に配置されており、三元触媒１０を通り抜けた排ガス中の酸素濃度を検出し、その酸素濃度に基づく検出信号をＥＣＵ２に出力する。この酸素濃度センサ２２の出力値（以下「センサ出力値」という）ＶＯ２は、排ガスの空燃比が理論空燃比よりもリッチ側のときには、ハイレベルの電圧値を示し、リーン側のときには、ローレベルの電圧値を示すとともに、理論空燃比のときには、ハイレベルとローレベルの間の電圧値（後述するストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴ）を示す。

さらに、ＤｅＮＯｘ触媒温度センサ２３は、ＤｅＮＯｘ触媒１２の温度（以下「ＤｅＮＯｘ触媒温度」という）Ｔｄｎｘを検出して、それを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、このＤｅＮＯｘ触媒温度センサ２３の検出信号に基づき、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘを算出する。

一方、図２に示すように、ＥＣＵ２には、アクセル開度センサ２４およびイグニッション・スイッチ（以下「ＩＧ・ＳＷ」という）２５が接続されている。このアクセル開度センサ２４は、車両の図示しないアクセルペダルの踏み込み量（以下「アクセル開度」という）ＡＰを検出し、それを表す検出信号をＥＣＵ２に出力する。さらに、ＩＧ・ＳＷ２５は、イグニッションキー（図示せず）操作によりＯＮ／ＯＦＦされるとともに、そのＯＮ／ＯＦＦ状態を表す信号をＥＣＵ２に出力する。

また、ＥＣＵ２は、ＣＰＵ、ＲＡＭ、ＲＯＭおよびＩ／Ｏインターフェース（いずれも図示せず）などからなるマイクロコンピュータで構成されており、前述した各種のセンサ２０〜２４の検出信号およびＩＧ・ＳＷ２５の出力信号などに応じて、エンジン３の運転状態を判別するとともに、運転状態に応じて、以下に述べるように、空燃比制御処理などを実行する。

なお、本実施形態では、ＥＣＵ２が、目標出力値設定手段、吸気量制御手段、第２燃料量制御手段、吸気量制御入力算出手段、分配手段、新気量制御手段、および不活性ガス量制御手段に相当する。

次に、図３を参照しながら、本実施形態の空燃比制御装置１の構成について説明する。この空燃比制御装置１は、センサ出力値ＶＯ２を後述する目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させるように制御すると同時に、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘを後述する目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴに収束させるように制御するものであり、以下の説明では、この制御を「ストイキＶＯ２制御」という。同図に示すように、空燃比制御装置１は、要求トルク算出部３０、ＤｅＮＯｘ触媒温度コントローラ４０、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０およびメインコントローラ６０を備えており、これらは、具体的にはＥＣＵ２によって構成されている。

この要求トルク算出部３０では、エンジン回転数ＮＥおよびアクセル開度ＡＰに応じて、後述する手法により、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶが算出される。また、ＤｅＮＯｘ触媒温度コントローラ４０では、エンジン回転数ＮＥおよびＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘに応じて、後述する手法により、燃焼混合気の当量比の目標値（以下「目標当量比」という）φｃｏｍｂが算出される。

さらに、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０では、センサ出力値ＶＯ２および目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに応じて、後述する手法により、新気量のフィードバック補正値（以下「ＦＢ新気量」という）Ｄｇａｉｒ、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量のフィードバック補正値（以下「ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量」という）Ｄｇｅｇｒ、ポスト燃料噴射量のフィードバック補正値（以下「ＦＢポスト噴射量」という）Ｄｇｐｏｓｔが算出される。

なお、本実施形態では、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０が、目標出力値設定手段、吸気量制御手段、第２燃料量制御手段、吸気量制御入力算出手段、および分配手段に相当し、ＦＢ新気量Ｄｇａｉｒが新気量制御入力に相当し、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒが不活性ガス量制御入力に相当する。

一方、メインコントローラ６０では、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶ、エンジン回転数ＮＥ、目標当量比φｃｏｍｂ、ＦＢ新気量Ｄｇａｉｒ、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量ＤｇｅｇｒおよびＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔに応じて、後述する手法により、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔがそれぞれ算出される。

なお、本実施形態では、メインコントローラ６０が、吸気量制御手段、第２燃料量制御手段、新気量制御手段および不活性ガス量制御手段に相当し、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂが第１燃料量に相当し、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔが第２燃料量に相当する。

次に、図４を参照しながら、前述した要求トルク算出部３０について説明する。この要求トルク算出部３０は、以下に述べる手法によって、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶを算出するものであり、最大／最小トルク算出部３１、正規化係数算出部３２および最終値算出部３３を備えている。

この最大／最小トルク算出部３１では、エンジン回転数ＮＥに応じて、図５に示すマップを検索することにより、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘおよび最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎがそれぞれ算出される。これらの値Ｔｒｑ＿ｍａｘ，Ｔｒｑ＿ｍｉｎは、そのエンジン回転数ＮＥにおけるエンジントルクの最大値および最小値を表すものである。同図５のＮＥ＿Ｈは、所定の最大許容回転数（例えば５０００ｒｐｍ）を表しており、この点は後述する各種の図面においても同様である。

この場合、エンジン３が実際に達成可能なトルクの最大値は、図５中の破線で示すものとなるが、このマップでは、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘは、実線で示すように、エンジン回転数ＮＥに対してほとんど変化しないように設定されている。これは、以下の理由による。すなわち、ターボチャージャ付きエンジンの場合、エンジン回転数ＮＥの上昇に伴って、実際に達成可能な最大トルクが急激に変化する特性を有しているので、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘをそのような特性の値に設定した場合、アクセル開度ＡＰが一定でも、エンジン回転数ＮＥの変化に対して、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘが急変し、運転性が低下してしまう。したがって、そのような運転性の低下を回避するために、本実施形態では、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘが図５に実線で示すような傾向に設定されている。また、このマップでは、最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎが負値に設定されている。これは、最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎが、アクセルペダルが踏まれていない、減速フューエルカット運転中でのエンジンブレーキ状態におけるエンジントルクに相当するためである。

また、正規化係数算出部３２では、アクセル開度ＡＰに応じて、図６に示すマップを検索することにより、正規化係数Ｋｔｒｑ＿ａｐが算出される。同図のＡＰｍａｘは、アクセル開度の最大値（１００％）を表している。また、正規化係数Ｋｔｒｑ＿ａｐは、アクセル開度ＡＰに基づいて決定されるトルクＴｒｑ＿ａｐを、ＡＰ＝ＡＰｍａｘのときのトルクＴｒｑ＿ａｐｍａｘを基準として正規化した値、すなわちＫｔｒｑ＿ａｐ＝Ｔｒｑ＿ａｐ÷Ｔｒｑ＿ａｐｍａｘが成立する値を表している。

さらに、最終値算出部３３では、下式（１）によって、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶが算出される。

上式（１）に示すように、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶは、最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘと最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎとの偏差を正規化係数Ｋｔｒｑ＿ａｐで補正した値に、最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎを加算することによって算出される。このように要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶを算出する理由は、前述したように、エンジントルクが急激に立ち上がることに起因する運転性の低下を回避するためである。

なお、上式（１）において、記号（ｋ）付きの各離散データは、所定の制御周期ΔＴｋ（本実施形態では１０ｍｓｅｃ）で、サンプリングまたは算出された離散データであることを示しており、記号ｋは各離散データのサンプリングまたは算出サイクルの順番を表している。例えば、記号ｋは今回の制御タイミングでサンプリングまたは算出された値であることを、記号ｋ−１は前回の制御タイミングでサンプリングまたは算出された値であることをそれぞれ示しており、この点は以下の数式においても同様である。また、以下の説明では、各離散データにおける記号（ｋ）などを適宜、省略する。

次に、図７を参照しながら、前述したＤｅＮＯｘ触媒温度コントローラ４０について説明する。このＤｅＮＯｘ触媒温度コントローラ４０は、以下に述べる手法によって、目標当量比φｃｏｍｂを算出するものであり、基準当量比算出部４１、極配置スケジューラ４２および温度制御用スライディングモードコントローラ（以下「温度制御用ＳＭＣ」という）４３を備えている。

基準当量比算出部４１では、エンジン３の運転状態、三元触媒温度ＴｔｗｃおよびＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘに基づき、図８または図９に示すマップを切り換えて用いることによって、基準当量比φｃｏｍｂ＿ｂｓが算出される。具体的には、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘが所定の活性温度Ｔｄｎｘ＿ａｃｔ以下のときには、エンジン回転数ＮＥに応じて、図８に示すマップを検索することにより、触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１を算出し、これを基準当量比φｃｏｍｂ＿ｂｓとして設定する。同図において、ＴＲＱ＿ＤＲＶ１〜３は、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶの所定値であり、ＴＲＱ＿ＤＲＶ１＜ＴＲＱ＿ＤＲＶ２＜ＴＲＱ＿ＤＲＶ３の関係が成立するように設定される。

図８に示すように、触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１は、低負荷域（例えばＴＲＱ＿ＤＲＶ＝ＴＲＱ＿ＤＲＶ１の領域）では、理論空燃比に相当する当量比（すなわち値１）よりもかなり小さい値（すなわちリーン側の値）に設定されている。これは、燃焼混合気を低負荷運転中にリッチ化すると、圧縮端温度の不足による着火性の低下や、スート（すす）の増加を招くおそれがあるので、それを回避するためである。また、中負荷域（例えばＴＲＱ＿ＤＲＶ＝ＴＲＱ＿ＤＲＶ２の領域）では、触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１は、上記の問題が低負荷域よりも発生しにくいため、低負荷域よりも値１に近い値に設定されている。さらに、高負荷域（例えばＴＲＱ＿ＤＲＶ＝ＴＲＱ＿ＤＲＶ３の領域）では、燃料噴射量の増大に伴ってスートの発生量が増大するのを回避するために、中負荷域よりもリーン側の値に設定されている。

また、後述するように、ＶＯ２フィードバック制御の実行条件が成立しているとき（後述するＦＢ許可フラグＦ＿ＶＯ２ＦＢ＝１のとき）、ＤｅＮＯｘ触媒１２が過昇温状態にあるとき、またはＤｅＮＯｘ触媒１２の昇温速度が極めて速いときには、エンジン回転数ＮＥに応じて、図９に示すマップを検索することにより、ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２を算出し、これを基準当量比φｃｏｍｂ＿ｂｓとして設定する。図９のＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２と、上記図８の触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１とを比較すると明らかなように、触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１は、全体として、ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２よりもリーン側の値に設定されている。これは、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔをより大きい値に算出し、これが三元触媒１０上で燃焼するときの発熱量を増大させることによって、ＤｅＮＯｘ触媒１２の不活性状態を迅速に解消するためである。

図９のマップでは、ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２は、低負荷域（例えばＴＲＱ＿ＤＲＶ＝ＴＲＱ＿ＤＲＶ１の領域）では、比較的、リーン側の値に設定されており、これは、図８の説明で述べたのと同じ理由による。さらに、中負荷域（例えばＴＲＱ＿ＤＲＶ＝ＴＲＱ＿ＤＲＶ２の領域）かつ低回転域では、ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２は、低負荷域と同じ理由により、比較的、リーン側の値に設定されており、中負荷域かつ中回転域では、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔが、センサ出力値ＶＯ２の目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴへの整定性を確保できるような値になるように、ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２は、低回転域よりも値１（すなわち理論空燃比に相当する値）に近い値に設定されている。

また、中負荷域かつ高回転域では、ポスト燃料噴射された燃料が三元触媒１０上で燃焼するのに起因して、三元触媒１０が高昇温状態になるのを回避するために、ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２は、値１に設定されている。さらに、高負荷域（例えばＴＲＱ＿ＤＲＶ＝ＴＲＱ＿ＤＲＶ３の領域）では、燃料噴射量の増大に伴ってスートの発生量が増大するのを回避するために、中負荷域よりもリーン側の値に設定されている。

次に、前述した極配置スケジューラ４２について説明する。この極配置スケジューラ４２は、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘに応じて、図１０に示すマップを検索することにより、応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘを算出するものである。この応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘは、後述するように、温度制御用ＳＭＣ４３における応答指定型制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムで用いられるとともに、目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴへのＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの応答挙動（すなわち収束速度および収束挙動）を決定するものである。具体的には、応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘが値０に近いほど、目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴへのＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの収束速度がより速くなる一方、応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘが値−１に近いほど、収束速度がより遅くなる。また、この目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴは、所定の一定値であり、後述するように、ＤｅＮＯｘ触媒１２のＮＯｘ浄化率と、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘとの関係に基づいて設定される。

一方、図１０のＴｄｎｘＬ，ＴｄｎｘＭＬ，ＴｄｎｘＭＨ，ＴｄｎｘＨは、ＴｄｎｘＬ＜ＴｄｎｘＭＬ＜Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴ＜ＴｄｎｘＭＨ＜ＴｄｎｘＨの関係が成立するように設定されるＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの所定値であり、特に、ＴｄｎｘＬ，ＴｄｎｘＨは、Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴ＝（ＴｄｎｘＬ＋ＴｄｎｘＨ）／２の関係が成立するように設定される。さらに、同図のＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌ，ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｈは、−１＜ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌ＜ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｈ＜０の関係が成立するように設定される応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘの所定値であり、特に、ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌは、値−１に近い値に設定されている。

このマップでは、応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘは、Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＬ，ＴｄｎｘＨ≦Ｔｄｎｘの領域では、所定値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｈに設定され、ＴｄｎｘＭＬ≦Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＭＨの領域では、所定値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌに設定されている。さらに、応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘは、ＴｄｎｘＬ＜Ｔｄｎｘ＜ＴｄｎｘＭＬの領域では、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘが高いほど、より小さくなるように設定され、ＴｄｎｘＭＨ＜Ｔｄｎｘ＜ＴｄｎｘＨの領域では、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘが高いほど、より大きくなるように設定されている。これは、以下の理由による。

すなわち、図１１に示すように、本実施形態のＤｅＮＯｘ触媒１２の場合、ＴｄｎｘＬ＜Ｔｄｎｘ＜ＴｄｎｘＨの温度域（以下「高浄化率温度域」という）では、それ以外の温度域と比べて、極めて高いＮＯｘ浄化率を示すという特性を備えている。そのため、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの目標となる目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴは、高いＮＯｘ浄化率を確保できるように、２つの値ＴｄｎｘＬ，ＴｄｎｘＨの中央の値（ＴｄｎｘＬ＋ＴｄｎｘＨ）／２に設定されている。言い換えれば、ＴＲＡＮＧＥを正の所定値とした場合において、ＴｄｎｘＬ＝Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴ−ＴＲＡＮＧＥ，ＴｄｎｘＨ＝Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴ＋ＴＲＡＮＧＥが成立するように設定されている。

そして、図１０のマップの場合、Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＬ，ＴｄｎｘＨ≦Ｔｄｎｘの領域では、ＤｅＮＯｘ触媒１２のＮＯｘ浄化率を迅速に高めるべく、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴへの収束速度を高めるために、応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘが、所定値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌよりも値０に近い所定値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｈに設定されている。一方、ＴｄｎｘＭＬ≦Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＭＨの領域では、ＤｅＮＯｘ触媒１２において高いＮＯｘ浄化率を確保できていることで、目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴへのＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの収束速度を高める必要がないため、応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘが、値−１に近い所定値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌに設定されている。

次に、前述した温度制御用ＳＭＣ４３について説明する。この温度制御用ＳＭＣ４３では、まず、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘおよび応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘを用い、以下の式（２）〜（１２）に示す応答指定型制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムによって、当量比補正値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘが算出される。すなわち、この当量比補正値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘ（空燃比パラメータ補正値）は、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘを目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴに収束させるための値として算出される。

上式（２）のＥｔｄｎｘは、追従誤差であり、式（３）のσ＿ｔｄｎｘは切換関数である。また、式（４）において、Ｕｒｃｈ＿ｔｄｎｘは到達則入力を、Ｋｒｃｈ＿ｔｄｎｘは所定の到達則ゲインをそれぞれ表している。また、式（５）において、Ｕａｄｐ＿ｔｄｎｘ＿ｃａｌは適応則入力の演算値を、Ｕａｄｐ＿ｔｄｎｘは適応則入力を、Ｋａｄｐ＿ｔｄｎｘは所定の適応則ゲインをそれぞれ表している。さらに、式（６）〜（８）において、ｄφｃｏｍｂ＿Ｈは所定の上限値を、ｄφｃｏｍｂ＿Ｌは所定の下限値をそれぞれ表している。これらの式（５）〜（８）を参照すると明らかなように、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｔｄｎｘは、演算値Ｕａｄｐ＿ｔｄｎｘ＿ｃａｌに、２つの値ｄφｃｏｍｂ＿Ｈ，ｄφｃｏｍｂ＿Ｌを上下限値とするリミット処理を施すことによって算出される。これは、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘが極低温状態または極高温状態になっている場合、追従誤差Ｅｔｄｎｘの絶対値が大きい状態に保持されてしまい、積分項である適応則入力Ｕａｄｐ＿ｔｄｎｘの絶対値が増大してしまうことで、追従誤差Ｅｔｄｎｘの絶対値が小さくなった際の制御性が低下してしまうので、それを回避するためである。

また、上式（９）のＵｓｍｃ＿ｔｄｎｘ＿ｃａｌは、当量比補正値の演算値を表しており、式（９）〜（１２）に示すように、当量比補正値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘは、演算値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘ＿ｃａｌに、２つの値ｄφｃｏｍｂ＿Ｈ，ｄφｃｏｍｂ＿Ｌを上下限値とするリミット処理を施すことによって算出される。これは、上記適応則入力Ｕａｄｐ＿ｔｄｎｘの説明で述べたのと同じ理由による。

次いで、下式（１３）に示すように、基準当量比φｃｏｍｂ＿ｂｓに当量比補正値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘを加算することによって、目標当量比φｃｏｍｂが最終的に算出される。

以上のように、温度制御用ＳＭＣ４３では、基準当量比φｃｏｍｂ＿ｂｓを当量比補正値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘで補正することによって、目標当量比φｃｏｍｂが算出される。

次に、図１２を参照しながら、前述したＴＷＣ後空燃比コントローラ５０について説明する。ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０は、以下に述べる手法によって、ＦＢ新気量Ｄｇａｉｒ、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量ＤｇｅｇｒおよびＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔを算出するものであり、同図に示すように、εフィルタ５１、目標出力値設定部５２、ＡＩＲ−ＥＧＲ用スライディングモードコントローラ（以下「ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ」という）５３、ＡＩＲ−ＥＧＲ用デバイダ５４およびポスト噴射用スライディングモードコントローラ（以下「ポスト噴射用ＳＭＣ」という）５５を備えている。

まず、εフィルタ５１では、εフィルタ処理をセンサ出力値ＶＯ２に施すことによって、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳが算出される。具体的には、下式（１４）〜（１６）に示すεフィルタアルゴリズムによって、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳが算出される。

上式（１４）において、ｊは自然数であり、εは正の所定値である。この場合、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳは、εフィルタ処理の特性によって、センサ出力値ＶＯ２の変動量の絶対値が所定値以下のときには、センサ出力値ＶＯ２の所定周波数以上の高周波成分を遮断した状態で算出される。言い換えれば、ターボチャージャ６や排気還流機構７などの吸気デバイスにおいて、十分な応答性が得られないような周波数域（例えば、吸気デバイスの位相遅れが６０度以内となる周波数域）を遮断した状態や、吸気デバイスのカットオフ周波数よりも高い周波数域を遮断した状態で、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳが算出される。一方、センサ出力値ＶＯ２の変動量の絶対値が所定値を超えたときには、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳは、センサ出力値ＶＯ２に対して位相遅れのないように算出される。言い換えれば、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳは、センサ出力値ＶＯ２が急変したときでも、それに追従するように算出される。この場合、所定周波数は、出力値ＶＯ２の動特性を保ちながら、εフィルタ処理による高周波成分の遮断効果を適切に得ることができるような値に設定され、所定値は、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳを、センサ出力値ＶＯ２に対して位相遅れのないように適切に算出できるような値に設定されている。

また、目標出力値設定部５２では、後述するように、三元触媒１０が活性状態にありかつＤｅＮＯｘ触媒１２が活性状態にないときや、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶとエンジン回転数ＮＥの組み合わせが、ストイキＶＯ２制御の実行領域にあるときには、目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴが所定のストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴに設定される。さらに、ＤｅＮＯｘ触媒１２が過昇温状態にあるか、またはＤｅＮＯｘ触媒１２の昇温速度が極めて速いときには、目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴが所定のリーン用値ＶＯ２＿ＬＥに設定される。

ここで、ストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴは、三元触媒１０における最高の排ガス浄化能力を得るために、排ガスの空燃比が理論空燃比のときのセンサ出力値ＶＯ２に設定されており、その状態では、極少量の残留未燃成分（ＨＣ，ＣＯ）が三元触媒１０の下流側に存在することになる。一方、リーン用値ＶＯ２＿ＬＥは、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの上昇抑制や低下を目的として、排ガスの空燃比が理論空燃比よりもかなりリーン側にあるときのセンサ出力値ＶＯ２の値に設定されており、その状態では、三元触媒１０の下流側における残留未燃成分を低減できることで、ＤｅＮＯｘ触媒１２上での未燃成分の燃焼を抑制することができる。

一方、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３では、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳおよび目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴを用い、以下の式（１７）〜（２７）に示す応答指定型制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムによって、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥ（吸気量制御入力）が算出される。

上式（１７）において、ＥＶＯ２＿ＡＥは追従誤差を表しており、式（１８）において、σ＿ａｅは切換関数を、ＰＯＬＥ＿ａｅは応答指定パラメータをそれぞれ表している。この応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ａｅは、−１＜ＰＯＬＥ＿ａｅ＜０の関係が成立するように設定されており、この応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ａｅの設定値によって、追従誤差ＥＶＯ２＿ＡＥの値０への収束速度が指定される。具体的には、応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ａｅが値０に近いほど、追従誤差ＥＶＯ２＿ＡＥの値０への収束速度がより速くなる一方、応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ａｅが値−１に近いほど、収束速度がより遅くなる。また、上式（１９）において、Ｕｒｃｈ＿ａｅは到達則入力を、Ｋｒｃｈ＿ａｅは所定の到達則ゲインをそれぞれ表している。

さらに、式（２０）において、Ｕａｄｐ＿ａｅ＿ｃａｌは適応則入力の演算値を、Ｕａｄｐ＿ａｅは適応則入力を、Ｋａｄｐ＿ａｅは所定の適応則ゲインをそれぞれ表している。また、式（２１）〜（２３）において、Ｕｓｍｃ＿ａｅ＿Ｈは所定の上限値を、Ｕｓｍｃ＿ａｅ＿Ｌは所定の下限値をそれぞれ表している。これらの式（２０）〜（２３）を参照すると明らかなように、適応則入力Ｕａｄｐ＿ａｅは、演算値Ｕａｄｐ＿ａｅ＿ｃａｌに、２つの値Ｕｓｍｃ＿ａｅ＿Ｈ，Ｕｓｍｃ＿ａｅ＿Ｌを上下限値とするリミット処理を施すことによって、算出される。これは以下の理由による。すなわち、酸素濃度センサ２２の特性に起因して、センサ出力値ＶＯ２は最大値または最小値に長時間、保持されやすく、その場合、追従誤差ＥＶＯ２＿ＡＥの絶対値が大きい状態に保持され、積分項である適応則入力Ｕａｄｐ＿ａｅの絶対値が増大してしまうことで、追従誤差ＥＶＯ２＿ＡＥの絶対値が小さくなった際の制御性が低下してしまう。したがって、このような制御性の低下を回避するために、適応則入力Ｕａｄｐ＿ａｅは、演算値Ｕａｄｐ＿ａｅ＿ｃａｌにリミット処理を施すことによって算出される。

また、上式（２４）のＵｓｍｃ＿ＡＥ＿ｃａｌは、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥの演算値を表しており、式（２５）〜（２７）に示すように、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥは、演算値Ｕｓｍｃ＿ＡＥ＿ｃａｌに、２つの値Ｕｓｍｃ＿ａｅ＿Ｈ，Ｕｓｍｃ＿ａｅ＿Ｌを上下限値とするリミット処理を施すことによって、算出される。これは、上記適応則入力Ｕａｄｐ＿ａｅの説明で述べたのと同じ理由による。

以上のように、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３では、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥは、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳを目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させるための値、すなわち、センサ出力値ＶＯ２を目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させるための値として算出される。

これは以下の理由による。図１３は、三元触媒１０が活性状態にある場合において、三元触媒１０の下流側における排ガスの空燃比と、未燃燃料（ＮＯｘ、ＣＯ、ＨＣ）の濃度との関係を測定した結果の一例を示している。同図を参照すると明らかなように、排ガスの空燃比が理論空燃比を含むその付近の所定領域（図中にハッチングで示す領域）にあるときに、三元触媒１０の排ガス浄化率が最も良好な状態となることが判る。この事象に基づき、本実施形態では、三元触媒１０が活性状態にあるものの、ＤｅＮＯｘ触媒１２が活性状態にないときや、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶとエンジン回転数ＮＥの組み合わせが、ストイキＶＯ２制御の実行領域にあるときには、目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴが前述した所定のストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴに設定されるとともに、センサ出力値ＶＯ２を目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させることで、三元触媒１０において良好な排ガス浄化特性を確保できるように、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥが算出される。

次に、前述したＡＩＲ−ＥＧＲ用デバイダ５４について説明する。このＡＩＲ−ＥＧＲ用デバイダ５４では、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥを用い、以下の式（２８）〜（３１）によって、ＦＢ新気量ＤｇａｉｒおよびＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒがそれぞれ算出される。

上式（３０），（３１）のＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥは、分配率を表しており、０≦ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥ≦１が成立するように設定されている。上式（２８）〜（３１）を参照すると明らかなように、Ｕｓｍｃ＿ＡＥ≧０の場合には、ＦＢ新気量ＤｇａｉｒがＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥに設定され、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒが値０に設定される。一方、Ｕｓｍｃ＿ＡＥ＜０の場合には、ＦＢ新気量ＤｇａｉｒおよびＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒは、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥを分配することによって算出される。

これは、Ｕｓｍｃ＿ＡＥ＞０の場合、ＥＶＯ２＿ＡＥ＜０すなわちＶＯ２＿ＩＰＳ＜ＶＯ２＿ＴＲＧＴが成立していることで、三元触媒１０の下流側の排ガスをリッチ化すべく、新気量を減少側に制御する必要があるためである。また、Ｕｓｍｃ＿ＡＥ＜０の場合、ＶＯ２＿ＩＰＳ＞ＶＯ２＿ＴＲＧＴが成立していることで、燃焼混合気をリーン化すべく、新気量を増大側に制御するとともに、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量を減少側に制御する必要があるためである。

なお、上記ＡＩＲ−ＥＧＲ用デバイダ５４では、分配率ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥを一定値に設定したが、分配率ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥと、エンジン３の運転状態や排気系温度（２つの触媒温度Ｔｄｎｘ，Ｔｔｗｃや排気通路内の排ガス温度）との関係を予めスケジューリングしたマップを用いて、分配率ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥを算出してもよい。

また、ＡＩＲ−ＥＧＲ用デバイダ５４では、Ｕｓｍｃ＿ＡＥ≧０の場合、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒを値０に設定したが、これに代えて、Ｕｓｍｃ＿ＡＥ≧０の場合において、三元触媒１０の下流側の排ガスをリッチ化するために、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量ＤｇｅｇｒをＵｓｍｃ＿ＡＥに設定したり、上記分配率ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥを用いて値０よりも大きい値に算出したりすることによって、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量を増大側に制御してもよい。このようにした場合、スモークの発生量が増大したり、燃焼の不安定性を招いたりする可能性があるので、本実施形態では、Ｕｓｍｃ＿ＡＥ≧０の場合、上述したように、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒが値０に設定されている。

次に、前述したポスト噴射用ＳＭＣ５５について説明する。このポスト噴射用ＳＭＣ５５では、センサ出力値ＶＯ２および目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴを用い、以下の式（３２）〜（４２）に示す応答指定型制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムによって、ＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔが算出される。

上式（３２）において、ＥＶＯ２＿ＧＰは追従誤差を表しており、式（３３）において、σ＿ｇｐは切換関数を、ＰＯＬＥ＿ｇｐは応答指定パラメータをそれぞれ表している。この応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ｇｐは、−１＜ＰＯＬＥ＿ｇｐ＜０の関係が成立するように設定されており、この応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ｇｐの設定値によって、追従誤差ＥＶＯ２＿ＧＰの値０への収束速度が指定される。具体的には、応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ｇｐが値０に近いほど、追従誤差ＥＶＯ２＿ＧＰの値０への収束速度がより速くなる一方、応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ｇｐが値−１に近いほど、収束速度がより遅くなる。また、上式（３４）において、Ｕｒｃｈ＿ｇｐは到達則入力を、Ｋｒｃｈ＿ｇｐは所定の到達則ゲインをそれぞれ表している。

さらに、式（３５）において、Ｕａｄｐ＿ｇｐ＿ｃａｌは適応則入力の演算値を、λｇｐは０＜λｇｐ＜１が成立するように設定される忘却係数を、Ｕａｄｐ＿ｇｐは適応則入力を、Ｋａｄｐ＿ｇｐは所定の適応則ゲインをそれぞれ表している。また、式（３６）〜（３８）において、Ｄｇｐｏｓｔ＿Ｈは所定の上限値を、Ｄｇｐｏｓｔ＿Ｌは所定の下限値をそれぞれ表している。これらの式（３５）〜（３８）を参照すると明らかなように、演算値Ｕａｄｐ＿ｇｐ＿ｃａｌは、忘却係数λｇｐを用いて算出されるとともに、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐは、演算値Ｕａｄｐ＿ｇｐ＿ｃａｌに、２つの値Ｄｇｐｏｓｔ＿Ｈ，Ｄｇｐｏｓｔ＿Ｌを上下限値とするリミット処理を施すことによって、算出される。

この場合、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐは、本来、目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに対するセンサ出力値ＶＯ２の定常偏差を補償するための制御入力成分であるが、上記のように、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐの算出において、忘却係数λｇｐを用いた場合、演算処理の進行に伴い、演算値Ｕａｄｐ＿ｇｐ＿ｃａｌが値０に収束し、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐが値０に収束することになる。その結果、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔを低減できることで、燃費を向上させることができる。さらに、追従誤差ＥＶＯ２＿ＧＰが一時的に増大した場合、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔが一時的に大きく変更されることになるものの、演算処理の進行に伴い、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔの変更量を迅速に低減することができる。その結果、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔの過大化に起因してＤｅＮＯｘ触媒１２が過昇温状態になるのを抑制することができるとともに、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔの算出値が値０になるのに起因して、出力値ＶＯ２を目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに制御できないような状態が発生するのを防止できる。これ加えて、目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに対するセンサ出力値ＶＯ２の定常偏差は、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３によって最終的に吸収されることになるので、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの余分な上昇を抑制することができる。以上の理由により、忘却係数λｇｐを用いて、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐが算出される。

また、リミット処理を演算値Ｕａｄｐ＿ｇｐ＿ｃａｌに施すことによって、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐを算出する理由は、前述した適応則入力Ｕａｄｐ＿ａｅの説明で述べた理由と同じである。すなわち、酸素濃度センサ２２の特性に起因して、追従誤差ＥＶＯ２＿ＡＥがその絶対値が大きい状態に保持された場合、積分項である適応則入力Ｕａｄｐ＿ａｅの絶対値が増大してしまうことで、追従誤差ＥＶＯ２＿ＡＥの絶対値が小さくなった際の制御性が低下してしまうので、それを回避するためである。

また、上式（３９）のＤｇｐｏｓｔ＿ｃａｌは、ＦＢポスト噴射量の演算値を表しており、式（４０）〜（４２）に示すように、ＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔは、演算値Ｄｇｐｏｓｔ＿ｃａｌに、２つの値Ｄｇｐｏｓｔ＿Ｈ，Ｄｇｐｏｓｔ＿Ｌを上下限値とするリミット処理を施すことによって算出される。これは、上記適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐの説明で述べたのと同じ理由による。

なお、以上の温度制御用ＳＭＣ４３、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３およびポスト噴射用ＳＭＣ５５はいずれも、前述したように、応答指定型制御アルゴリズムを適用した制御アルゴリズムを用いたものであるが、本実施形態の場合、これらのコントローラ４３，５２，５４で用いられる４つの応答指定パラメータの値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌ，ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｈ，ＰＯＬＥ＿ａｅ，ＰＯＬＥ＿ｇｐは、下式（４３）に示す関係が成立するように設定されている。

４つの応答指定パラメータが上式（４３）に示す関係に設定されているので、３つの追従誤差Ｅｔｄｎｘ，ＥＶＯ２＿ＡＥ，ＥＶＯ２＿ＧＰにおいては、ＥＶＯ２＿ＧＰが一番速い速度で値０に収束し、Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＬまたはＴｄｎｘＨ≦Ｔｄｎｘのときの追従誤差Ｅｔｄｎｘが、２番目に速い速度で値０に収束し、追従誤差ＥＶＯ２＿ＡＥが３番目に速い速度で値０に収束し、ＴｄｎｘＭＬ≦Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＭＨのときの追従誤差Ｅｔｄｎｘが最も遅い速度で値０に収束することになる。言い換えれば、出力値ＶＯ２の目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴへの収束速度が最も速く、Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＬまたはＴｄｎｘＨ≦Ｔｄｎｘのときの、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴへの収束速度が２番目に速く、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳの目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴへの収束速度が３番目に速く、ＴｄｎｘＭＬ≦Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＭＨのときの、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴへの収束速度が最も遅くなる。

これは、３つのコントローラ４３，５２，５４における制御処理が互いに干渉し合うのを回避するためと、以下に述べる理由とによる。すなわち、酸素濃度センサ２２は、ＤｅＮＯｘ触媒温度センサ２３と比較して、分解能が高いとともに、検出信号が高周波成分を多く含むという特性を有しているので、酸素濃度センサ２２の検出結果を用いるポスト噴射用ＳＭＣ５５の応答速度を、ＤｅＮＯｘ触媒温度センサ２３の検出結果を用いる温度制御用ＳＭＣ４３よりも高める必要がある。したがって、これを実現するために、ポスト噴射用ＳＭＣ５５で用いられる応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ｇｐは、温度制御用ＳＭＣ４３で用いられる応答指定パラメータの大きい方の値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｈと比べて、より大きい値（すなわち値０により近い値）に設定されている。

また、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３の場合、その算出値Ｕｓｍｃ＿ＡＥが、燃料噴射弁４と比べて応答性の低い排気還流機構７およびターボチャージャ６の制御（すなわち吸気量制御）に用いられる関係上、温度制御用ＳＭＣ４３およびポスト噴射用ＳＭＣ５５よりも応答速度を低く設定しても問題がない。そのため、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３で用いられる応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ａｅは、ＰＯＬＥ＿ａｅ＜ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｈの関係が成立するように設定されている。さらに、前述したように、ＤｅＮＯｘ触媒温度ＴｄｎｘがＴｄｎｘＭＬ≦Ｔｄｎｘ≦ＴｄｎｘＭＨの領域にある場合、ＤｅＮＯｘ触媒１２において高いＮＯｘ浄化率を確保できていることで、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴへの収束速度を高める必要がないので、温度制御用ＳＭＣ４３で用いられる応答指定パラメータの小さい方の値ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌは、ＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘ＿Ｌ＜ＰＯＬＥ＿ａｅの関係が成立するように設定されている。

次に、図１４を参照しながら、前述したメインコントローラ６０について説明する。このメインコントローラ６０は、以下に述べる手法によって、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔを算出するものである。

同図に示すように、メインコントローラ６０は、トルク応答フィルタ６１、要求燃料量算出部６２、増幅器６３、ＦＦ新気量算出部６４、ＦＦ・ＥＧＲ率算出部６５、ＦＦ・ＥＧＲ量算出部６６、目標過給圧算出部６７、ＦＦ燃料量算出部６８、３つの加算器６９〜７１および減算器７２を備えている。

まず、トルク応答フィルタ６１では、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶに、下式（４４）に示すローパスフィルタ処理を施すことによって、要求トルクのフィルタ値ＴＲＱ＿ＤＲＶ＿ｆが算出される。

上式（４４）において、α₁〜α_m，β₁〜β_nは、所定のフィルタ係数であり、ｎ，ｍはフィルタ次数（自然数）である。このローパスフィルタ処理では、エンジン３を搭載した車両の共振周波数がカットオフ周波数に設定されている。これは、急加速時における車両の不快な振動を防止するとともに、燃料噴射弁４、ターボチャージャ６およびＥＧＲ制御弁８ｂなどの各デバイスの応答遅れを補償するためである。

なお、このトルク応答フィルタ６１におけるフィルタアルゴリズムは、エンジン３を搭載した車両の共振周波数を遮断でき、かつ各デバイスの応答遅れを補償できるものであればよい。例えば、トルク応答フィルタ６１におけるフィルタアルゴリズムとして、車両の共振周波数を遮断するバンドストップフィルタと、各デバイスの応答遅れを補償するためのレートリミッタなどの非線形フィルタとを組み合わせて用いてもよい。

次に、要求燃料量算出部６２では、要求トルクのフィルタ値ＴＲＱ＿ＤＲＶ＿ｆおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図１５に示すマップを検索することにより、要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖが算出される。同図のＮＥ１〜３は、ＮＥ１＜ＮＥ２＜ＮＥ３の関係が成立するエンジン回転数ＮＥの所定値であり、この点は以下の説明においても同様である。同図では、要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖは、ＴＲＱ＿ＤＲＶ＝０となる値がエンジン回転数ＮＥに応じて異なる値に設定されている。これは、エンジン回転数ＮＥの変化に伴って、フリクションが変化するためである。また、要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖは、低・中回転域（例えばＮＥ＝ＮＥ１またはＮＥ２の領域）で、かつ要求トルクのフィルタ値ＴＲＱ＿ＤＲＶ＿ｆが大きい領域（すなわち高負荷域）では、不要なスモークの発生を抑制するために所定の上限値に制限されている。

次いで、増幅器６３では、要求燃料量算出部６２で算出された要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖに値１を乗算することによって、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂが算出される。すなわち、Ｇｃｏｍｂ＝Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖとなる。このトルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂは、エンジン出力を決定するものであり、吸気行程から膨張行程までの間の所定タイミングで、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂに相当する燃料が燃料噴射弁４から噴射され、それによって、燃焼混合気が燃焼室内で生成される。

次に、前述したＦＦ新気量算出部６４について説明する。このＦＦ新気量算出部６４では、下式（４５），（４６）により、フィードフォワード新気量（以下「ＦＦ新気量」という）Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆが算出される。

上式（４５）において、ＡＦ＿ｃｏｍｂ＿ｃｍｄは目標空燃比であり、ＳＴＯＩＣ＿ＡＦは理論空燃比（本実施形態のディーゼルエンジンでは値１４．２）である。上式（４５），（４６）を参照すると明らかなように、ＦＦ新気量Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆは、要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖに対して、目標当量比φｃｏｍｂの混合気を生成するのに必要な新気量を表している。

一方、前述したＦＦ・ＥＧＲ率算出部６５では、ＦＦ新気量Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図１６に示すマップを検索することにより、フィードフォワードＩｎｅｒｔ−ＥＧＲ率（以下「ＦＦ・ＥＧＲ率」という）Ｒｅｇｒ＿ｆｆが算出される。このＦＦ・ＥＧＲ率Ｒｅｇｒ＿ｆｆは、燃焼室に還流すべき不活性ガスの、ＦＦ新気量Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆに対する割合を表している。

同図に示すように、ＦＦ・ＥＧＲ率Ｒｅｇｒ＿ｆｆは、低回転・低新気量域では、ターボチャージャ６による過給圧上昇の応答性を高めるために、小さい値に設定されており、中高回転・低新気量域では、酸素濃度低下によるＰＭ（Particulate Matter）の増大を回避すべく、小さい値に設定されている。また、高回転域（例えばＮＥ＝ＮＥ３の領域）では、燃焼期間が短いことに起因して、ＰＭやＨＣが増大しやすくなるので、それを回避するために、ＦＦ・ＥＧＲ率Ｒｅｇｒ＿ｆｆは、中回転域（例えばＮＥ＝ＮＥ２の領域）よりも小さい値に設定されている。さらに、高新気量域すなわち高負荷域では、燃費の向上と、トルクを増大させるために、ＦＦ・ＥＧＲ率Ｒｅｇｒ＿ｆｆは、小さい値または値０に設定されている。

次いで、前述したＦＦ・ＥＧＲ量算出部６６では、下式（４７）によって、フィードフォワードＩｎｅｒｔ−ＥＧＲ量（以下「ＦＦ・ＥＧＲ量」という）Ｇｅｇｒ＿ｆｆが算出される。

また、加算器６９では、下式（４８）によって、目標筒内ガス量Ｇｃｙｌ＿ｃｍｄが算出される。

上式（４８）に示すように、目標筒内ガス量Ｇｃｙｌ＿ｃｍｄは、ＦＦ新気量とＦＦ・ＥＧＲ量の和（Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆ＋Ｇｅｇｒ＿ｆｆ）を、ＦＢ新気量Ｄｇａｉｒで補正することによって算出される。

さらに、前述した目標過給圧算出部６７では、目標筒内ガス量Ｇｃｙｌ＿ｃｍｄおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図１７に示すマップを検索することにより、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄが算出される。このマップでは、目標筒内ガス量Ｇｃｙｌ＿ｃｍｄまたはエンジン回転数ＮＥが高いほど、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄがより大きい値に設定されている。これは、エンジン回転数ＮＥが高いほど、充填効率が低下するので、それを補うように過給圧を高めるためである。

また、加算器７０では、下式（４９）によって、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄが算出される。すなわち、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄは、ＦＦ・ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｆｆを、ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒで補正することによって算出される。

一方、ＦＦ燃料量算出部６８では、下式（５０）によって、フィードフォワード燃料量（以下「ＦＦ燃料量」という）Ｇｆｕｅｌ＿ｆｆが算出される。

また、減算器７２では、下式（５１）に示すように、ＦＦ燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｆｆから要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖを減算することによって、フィードフォワードポスト燃料噴射量（以下「ＦＦポスト噴射量」という）Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆが算出される。

さらに、加算器７１では、下式（５２）によって、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔが算出される。すなわち、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔは、ＦＦポスト噴射量Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆをＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔで補正することによって算出される。

このポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔは、未燃燃料として、三元触媒１０に供給されるものであり、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔに相当する燃料が、膨張行程から吸気行程までの間の所定タイミングで、燃料噴射弁４から気筒３ａ内に噴射される。それによって、未燃燃料が三元触媒１０に流入し、三元触媒１０上で燃焼することによって、ＤｅＮＯｘ触媒１２へ流入する排ガス温度が上昇するとともに、三元触媒１０とＤｅＮＯｘ触媒１２の間の排ガスの空燃比が燃焼混合気の空燃比よりもリッチ化される。

以上のように、メインコントローラ６０では、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔが算出される。ここで、前述した式（４５），（４６）を前述した式（５０）に代入すると、下式（５３）が得られる。

さらに、前述した式（５１）に上式（５３）を代入すると、下式（５４）が得られる。

この式（５４）を参照すると明らかなように、ＦＦポスト噴射量Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆは、値［（１／φｃｏｍｂ）−１］を要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖに乗算することによって算出される。したがって、ＦＦポスト噴射量Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆは、目標当量比φｃｏｍｂが小さいほど（すなわち目標当量比φｃｏｍｂがリーン側の値であるほど）、より大きい値に算出され、その結果、目標当量比φｃｏｍｂが小さいほど、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔがより大きい値に算出される。同じ理由により、目標当量比φｃｏｍｂが小さいほど、ＦＦポスト噴射量Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆの要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖに対する比率、すなわち、ＦＦポスト噴射量Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆのトルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂに対する比率がより大きくなる。

次に、図１８を参照しながら、ＥＣＵ２によって実行される空燃比制御処理について説明する。本処理は、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘを制御しながら、三元触媒１０とＤｅＮＯｘ触媒１２との間の排ガスの空燃比を制御するものであり、具体的には、前述したトルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔを算出するものである。なお、本処理は、前述した所定の制御周期ΔＴｋで実行される。

この処理では、まず、ステップ１（図では「Ｓ１」と略す。以下同じ）で、吸気デバイス故障フラグＦ＿ＤＥＶＮＧが「１」であるか否かを判別する。この吸気デバイス故障フラグＦ＿ＤＥＶＮＧは、図示しない判定処理において、ＥＧＲ制御弁７ｂおよびベーンアクチュエータ６ｂなどの吸気デバイスのいずれかが故障したときに「１」に、それ以外のときに「０」にそれぞれ設定される。

このステップ１の判別結果がＮＯで、吸気デバイスがいずれもが正常であるときには、ステップ２に進み、エンジン始動フラグＦ＿ＥＮＧＳＴＡＲＴが「１」であるか否かを判別する。このエンジン始動フラグＦ＿ＥＮＧＳＴＡＲＴは、図示しない判定処理において、ＩＧ・ＳＷ２５のＯＮ／ＯＦＦ状態とエンジン回転数ＮＥに基づき、エンジン始動制御中すなわちクランキング中であるか否かを判定することによって設定されるものであり、具体的には、エンジン始動制御中であるときには「１」に、それ以外のときには「０」にそれぞれ設定される。

ステップ２の判別結果がＹＥＳで、エンジン始動制御中であるときには、ステップ３に進み、始動・暖機前制御処理を実行する。この始動・暖機前制御処理では、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔがそれぞれ、所定の始動・暖機前制御用値に設定される。これらの所定の始動・暖機前制御用値は、エンジン３の始動制御中、または三元触媒１０が不活性状態にあるときに最適な値に設定されている。ステップ３の始動・暖機前制御処理を以上のように実行した後、本処理を終了する。

一方、ステップ２の判別結果がＮＯで、エンジン始動制御中でないときには、ステップ４に進み、三元触媒温度Ｔｔｗｃが前述した活性温度Ｔｔｗｃ＿ａｃｔよりも高いか否かを判別する。この判別結果がＮＯで、三元触媒１０が不活性状態にあるときには、前述したように、ステップ３を実行した後、本処理を終了する。

一方、ステップ４の判別結果がＹＥＳで、三元触媒１０が活性状態にあるときには、ステップ５に進み、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘが前述した活性温度Ｔｄｎｘ＿ａｃｔよりも高いか否かを判別する。この判別結果がＮＯで、ＤｅＮＯｘ触媒１２が不活性状態にあるときには、ステップ６に進み、ＤｅＮＯｘ触媒暖機制御処理を実行する。

このＤｅＮＯｘ触媒暖機制御処理は、具体的には、図１９に示すように実行される。この処理では、まず、ステップ１０で、前述した要求トルク算出部３０と同じ手法によって、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶを算出する。

次いで、ステップ１１に進み、目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴを前述した所定のストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴに設定する。

次に、ステップ１２で、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、前述した図８のマップを検索することにより、触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１を算出する。

ステップ１２に続くステップ１３で、基準当量比φｃｏｍｂ＿ｂｓを触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１に設定する。

次いで、ステップ１４に進み、ストイキＶＯ２制御処理を実行する。このストイキＶＯ２制御処理では、前述したＤｅＮＯｘ触媒温度コントローラ４０、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０およびメインコントローラ６０と同じ手法によって、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔがそれぞれ算出される。以上のように、ステップ１４のストイキＶＯ２制御処理を実行した後、本処理を終了する。

図１８に戻り、ステップ６のＤｅＮＯｘ触媒暖機制御処理を以上のように実行した後、本処理を終了する。

一方、ステップ５の判別結果がＹＥＳで、ＤｅＮＯｘ触媒１２が活性状態にあるときには、ステップ７に進み、通常制御処理を実行する。この通常制御処理は、具体的には、図２０に示すように実行される。

この処理では、まず、ステップ２０で、前述した要求トルク算出部３０と同じ手法によって、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶを算出する。

次いで、ステップ２１に進み、Ｔｄｎｘ＞ＴｄｌｍｔまたはＤｔｄｎｘ＞Ｄｌｍｔが成立しているか否かを判別する。ここで、Ｔｄｌｍｔは、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘのしきい値であり、Ｔｄｎｘ＞Ｔｄｌｍｔが成立した場合、ＤｅＮＯｘ触媒１２が過昇温状態にあると推定されるような値に設定されている。また、Ｄｔｄｎｘは、温度変化量であり、ＤｅＮＯｘ触媒温度の今回値と前回値との偏差［Ｔｄｎｘ（ｋ）−Ｔｄｎｘ（ｋ−１）］として算出される。さらに、Ｄｌｍｔは、温度変化量Ｄｔｄｎｘのしきい値であり、Ｄｔｄｎｘ＞Ｄｌｍｔが成立した場合、ＤｅＮＯｘ触媒１２の昇温速度が極めて速いと推定されるような値に設定されている。

ステップ２１の判別結果がＮＯのときには、ステップ２２に進み、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、図２１に示すマップを検索することにより、ＦＢ許可フラグＦ＿ＶＯ２ＦＢの値を設定する。このＦＢ許可フラグＦ＿ＶＯ２ＦＢは、前述したＶＯ２フィードバック制御処理の実行条件が成立しているか否かを表すものであり、同図に示すように、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶとエンジン回転数ＮＥの組み合わせが、図中のハッチングで示すストイキＶＯ２制御の実行領域にあるときには、ＦＢ許可フラグＦ＿ＶＯ２ＦＢが「１」に設定される。一方、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶとエンジン回転数ＮＥの組み合わせが、ストイキＶＯ２制御の実行領域にないときには、ＦＢ許可フラグＦ＿ＶＯ２ＦＢが「０」に設定される。

次いで、ステップ２３に進み、ＦＢ許可フラグＦ＿ＶＯ２ＦＢが「１」であるか否かを判別する。この判別結果がＹＥＳで、ＶＯ２フィードバック制御処理の実行条件が成立しているときには、ステップ２４に進み、目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴを、前述したストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴに設定する。

一方、ステップ２１の判別結果がＹＥＳのときには、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの上昇抑制や低下を図るべきであると判定して、ステップ２５に進み、目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴを前述した所定のリーン用値ＶＯ２＿ＬＥに設定する。

以上のステップ２４または２５に続くステップ２６で、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶおよびエンジン回転数ＮＥに応じて、前述した図９のマップを検索することにより、ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２を算出する。

次いで、ステップ２７に進み、基準当量比φｃｏｍｂ＿ｂｓをＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２に設定する。

次に、ステップ２８で、前述したステップ１４と同様に、ストイキＶＯ２制御処理を実行する。すなわち、前述したＤｅＮＯｘ触媒温度コントローラ４０、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０およびメインコントローラ６０と同じ手法によって、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔをそれぞれ算出する。以上のように、ステップ２８のストイキＶＯ２制御処理を実行した後、本処理を終了する。

一方、ステップ２３の判別結果がＮＯで、ＶＯ２フィードバック制御処理の実行条件が成立していないときには、ステップ２９に進み、領域外制御処理を実行する。この領域外制御処理では、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔがそれぞれ、所定の領域外制御用値に設定される。これらの所定の領域外制御用値は、要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶおよびエンジン回転数ＮＥの組み合わせが、ストイキＶＯ２制御の実行領域にないときに最適な値に設定されている。ステップ２９の領域外制御処理を以上のように実行した後、本処理を終了する。

図１８に戻り、ステップ７の通常制御処理を以上のように実行した後、本処理を終了する。

一方、前述したステップ１の判別結果がＹＥＳで、吸気デバイスのいずれかが故障しているときには、ステップ８に進み、フェイルセーフ制御処理を実行する。このフェイルセーフ制御処理では、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔがそれぞれ、所定のフェイルセーフ制御用値に設定される。これらのフェイルセーフ制御用値は、アイドル運転または極低速走行可能な値に設定されている。ステップ８のフェイルセーフ制御処理を以上のように実行した後、本処理を終了する。

図１８の空燃比制御処理において、４つの値Ｇｃｏｍｂ，Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ，Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄ，Ｇｐｏｓｔが以上のように算出されると、図示しない制御処理において、これらの値に基づき、燃料噴射弁４、ＥＧＲ制御弁７ｂおよびベーンアクチュエータ６ｂへの制御入力が算出される。そして、これらの制御入力がそれぞれＥＣＵ２から供給されることによって、燃料噴射弁４、ＥＧＲ制御弁７ｂおよびベーンアクチュエータ６ｂが制御される。その結果、ストイキＶＯ２制御処理の実行中、センサ出力値ＶＯ２が目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束するように制御されると同時に、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘが目標温度Ｔｄｎｘ＿ＴＲＧＴに収束するように制御される。

次に、図２２を参照しながら、以上のように構成された本実施形態の空燃比制御装置１による制御結果について説明する。同図において、ＮＯｘ排出量、三元触媒温度ＴｔｗｃおよびＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの実線で示す曲線は、エンジン３が搭載された車両を所定の走行モードで運転した場合の制御結果例（以下「本願結果例１」という）であり、破線で示す曲線は、比較のために、当量比補正値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘ、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥおよびＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔをいずれも値０に保持した場合の制御結果例（以下「比較例１」という）を示している。

すなわち、比較例１は、φｃｏｍｂ＝φｃｏｍｂ＿ｂｓ、Ｇｃｙｌ＿ｃｍｄ＝Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆ＋Ｇｅｇｒ＿ｆｆ、Ｇｅｇｒ＿ｆｆ＝Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄ、Ｇｐｏｓｔ＝Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆとした場合の制御結果例である。また、図中のＮＯｘ排出量は、ＤｅＮＯｘ触媒１２を通過したＮＯｘ量を表している。

同図を参照すると明らかなように、Ｔｔｗｃ＞Ｔｔｗｃ＿ａｃｔとなり、始動・暖機前制御が終了した時点（時刻ｔ１）以降は、本願結果例１の場合、ＤｅＮＯｘ触媒暖機制御すなわちストイキＶＯ２制御が実行されることによって、比較例１と比べて、ＮＯｘ排出量を抑制できており、良好な排ガス特性を確保できていることが判る。これに加えて、Ｔｄｎｘ＞Ｔｄｎｘ＿ａｃｔが成立したタイミング、すなわちＤｅＮＯｘ触媒１２が活性化したタイミングは、本願結果例１のタイミング（時刻ｔ２）の方が、比較例１のタイミング（時刻ｔ３）よりも早くなっており、ＤｅＮＯｘ触媒１２を迅速に活性化できていることが判る。

さらに、加速運転中の場合（時刻ｔ４〜ｔ５，ｔ６〜ｔ７の間）、比較例１ではＮＯｘ排出量が一時的に増大しているものの、本願結果例１では、ストイキＶＯ２制御の実行によって、ＮＯｘ排出量を適切に抑制できており、良好な排ガス浄化能力を確保できていることが判る。以上のように、三元触媒１０が活性化しかつＤｅＮＯｘ触媒１２が活性化していない状態にある場合、本実施形態のストイキＶＯ２制御手法によって、良好な排ガス特性を確保しながら、ＤｅＮＯｘ触媒１２を迅速に暖機できることが判る。これに加えて、加速運転時にも、良好な排ガス特性を確保できることが判る。

次に、図２３，２４を参照しながら、本実施形態の空燃比制御装置１による空燃比制御のシミュレーション結果について説明する。まず、図２３は、本実施形態の空燃比制御装置１において、目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴをストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴに設定して、ストイキＶＯ２制御を実行したときのシミュレーション結果例（以下「本願結果例２」という）を示しており、同図におけるＲｐｏｓｔは、総燃料噴射量をＧｆｕｅｌに対するポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔの比［すなわちＲｐｏｓｔ＝Ｇｐｏｓｔ／（Ｇｃｏｍｂ＋Ｇｐｏｓｔ）］を表している。

また、図２４は、比較のために、目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴをストイキ用値ＶＯ２＿ＳＴに設定するとともに、ストイキＶＯ２制御を実行する際に、３つの値Ｕｓｍｃ＿ｔｄｎｘ，Ｕｓｍｃ＿ＡＥ，Ｄｇｐｏｓｔをいずれも値０に保持した場合の制御結果例（以下「比較例２」という）を示している。

両図を比較すると明らかなように、比較例２の場合、センサ出力値ＶＯ２が目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束せず、定常偏差を生じているのに対して、本願結果例２の場合、センサ出力値ＶＯ２が目標値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに迅速に収束しており、高い制御精度を確保できていることが判る。さらに、比較例２の場合、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘの、前述した高浄化率温度域（ＴｄｎｘＬ＜Ｔｄｎｘ＜ＴｄｎｘＨ）への収束性が低いことが判る。これに対して、本願結果例２の場合、ＤｅＮＯｘ触媒温度Ｔｄｎｘが高浄化率温度域に迅速に収束しており、高いＮＯｘ浄化率を迅速に確保できることが判る。

以上のように、本実施形態の空燃比制御装置１によれば、エンジン回転数ＮＥおよび要求トルクＴＲＱ＿ＤＲＶのフィルタ値ＴＲＱ＿ＤＲＶ＿ｆに応じて、要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖすなわちトルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂが算出され、この要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖと目標当量比φｃｏｍｂを用いて、ＦＦポスト噴射量Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆが算出される。また、式（３２）〜（４２）に示す制御アルゴリズムによって、出力値ＶＯ２を目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させるように、ＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔが算出され、これでＦＦポスト噴射量Ｇｐｏｓｔ＿ｆｆを補正することによって、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔが算出されるので、このポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔは、出力値ＶＯ２を目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させることができる値として算出される。

さらに、酸素濃度センサ２２の出力値ＶＯ２をεフィルタ処理することで、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳが算出され、これを目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させるように、式（１７）〜（２７）の制御アルゴリズムによって、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥが算出され、これを分配率ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥに基づいて分配することによって、ＦＢ新気量ＤｇａｉｒおよびＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒが算出される。そして、要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖと目標当量比φｃｏｍｂを用いて、ＦＦ新気量Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆが算出され、これを用いて、ＦＦ・ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｆｆが算出されるとともに、このＦＦ・ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｆｆをＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒで補正することによって、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄが算出されるので、この目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄも、出力値ＶＯ２を目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させることができる値として算出される。

これに加えて、目標筒内ガス量Ｇｃｙｌ＿ｃｍｄが、ＦＦ新気量Ｇａｉｒ＿ｃｍｄ＿ｆｆとＦＦ・ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｆｆの和を、ＦＢ新気量Ｄｇａｉｒで補正することによって算出され、これに基づいて目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄが算出されるので、この目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄも、出力値ＶＯ２を目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させることができる値として算出されることになる。以上のように、トルク燃料噴射量Ｇｃｏｍｂ、目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄ、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｇｅｇｒ＿ｃｍｄおよびポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔが算出されるので、これらの値よって、出力値ＶＯ２を目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴに収束させるように、三元触媒１０よりも下流側の排ガスの空燃比を制御することができる。その結果、排ガス特性を向上させることができる。

また、ＦＢ新気量ＤｇａｉｒおよびＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒは、ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値Ｕｓｍｃ＿ＡＥを分配率ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥに基づいて分配することによって算出され、これらの２つの値を用いて、ターボチャージャ６および排気還流機構７がそれぞれ制御されるので、新気量の変更度合と不活性ガス量の変更度合とに対して重み付けをしながら、吸気量を制御することができ、それにより、空燃比の制御精度を向上させることができる。

さらに、ＦＢ新気量ＤｇａｉｒおよびＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Ｄｇｅｇｒの算出アルゴリズムでは、酸素濃度センサ２２の出力値ＶＯ２をεフィルタ処理した出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳが用いられる。この出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳは、εフィルタ処理の特性によって、センサ出力値ＶＯ２の変動量の絶対値が所定値以下のときには、センサ出力値ＶＯ２の所定周波数以上の高周波成分を遮断した状態で算出されるので、ターボチャージャ６や排気還流機構７において位相遅れが発生するときでも、その位相遅れに起因する制御精度の低下を抑制することができるとともに、構成部品間の遊びの拡大や、構成部品の摩耗などを抑制することができる。一方、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳは、センサ出力値ＶＯ２の変動量の絶対値が所定値を超えたときには、センサ出力値ＶＯ２に対して位相遅れのないように算出されるので、センサ出力値ＶＯ２が大きく変動することで、センサ出力値ＶＯ２と目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴとの間で偏差が増大したときでも、応答遅れを生じることなく、偏差を減少させることができ、制御の良好な応答性を確保することができる。以上によって、エンジン３の負荷に対応する適切な機関出力と、良好な排ガス特性とをいずれも迅速に確保することができる。

また、ＴＷＣ後空燃比コントローラ５０における２つの応答指定パラメータＰＯＬＥ＿ａｅ，ＰＯＬＥ＿ｇｐは、ＰＯＬＥ＿ａｅ＜ＰＯＬＥ＿ｇｐの関係が成立するように設定されているので、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３およびポスト噴射用ＳＭＣ５５における２つの制御処理が互いに干渉し合うのを回避することができる。これに加えて、ＡＩＲ−ＥＧＲ用ＳＭＣ５３において、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳの目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴへの収束速度が、ポスト噴射用ＳＭＣ５５における、出力値ＶＯ２の目標出力値ＶＯ２＿ＴＲＧＴへの収束速度よりも遅くなるので、ターボチャージャ６および排気還流機構７に対して高い応答性が要求されなくなることで、その寿命を延ばすことができる。

さらに、ポスト噴射用ＳＭＣ５５では、ＦＢポスト噴射量Ｄｇｐｏｓｔの算出アルゴリズムにおける適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐの算出において、忘却係数λｇｐが用いられているので、演算処理の進行に伴い、演算値Ｕａｄｐ＿ｇｐ＿ｃａｌが値０に収束し、適応則入力Ｕａｄｐ＿ｇｐが値０に収束することになる。その結果、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔを低減できることで、燃費を向上させることができる。

なお、実施形態は、排気浄化装置として三元触媒１０を用いた例であるが、本発明の排気浄化装置はこれに限らず、排ガスを浄化するとともに、その下流側の空燃比が所定値を含む所定空燃比域にあるときに、所定空燃比域にないときよりも高い排ガス浄化能力を有するように構成されているものであればよい。例えば、排気浄化装置として、白金などを担持した、三元触媒と同等の排気浄化特性を有するＤＰＦを用いてもよい。

また、実施形態は、未燃燃料を排気浄化装置に供給する手法として、膨張行程から吸気行程までの間の所定タイミングで、ポスト燃料噴射量Ｇｐｏｓｔに相当する燃料を燃料噴射弁４から気筒３ａ内に噴射した例であるが、本願発明の未燃燃料を排気浄化装置に供給する手法はこれに限らず、未燃燃料を排気浄化装置に供給できるものであればよい。例えば、燃料噴射弁を排気通路の排気浄化装置よりも上流側に設け、この燃料噴射弁によって、未燃燃料を排気通路内に直接噴射するように構成してもよい。

さらに、実施形態は、所定の第１フィードバック制御アルゴリズムとして、式（１７）〜（２７）に示す制御アルゴリズムを用いた例であるが、本発明の第１フィードバック制御アルゴリズムはこれに限らず、酸素濃度検出手段の出力値を目標出力値に収束させるように、吸気量を制御できるものであればよい。例えば、第１フィードバック制御アルゴリズムとして、ＰＤ制御アルゴリズム、ＰＩ制御アルゴリズムおよびＰＩＤ制御アルゴリズムや、バックステッピング制御アルゴリズムなどの応答指定型制御アルゴリズムなどを用いてもよい。

一方、実施形態は、所定の第２フィードバック制御アルゴリズムとして、式（３２）〜（４２）に示す制御アルゴリズムを用いた例であるが、本発明の第２フィードバック制御アルゴリズムはこれに限らず、酸素濃度検出手段の出力値を目標出力値に収束させるように、第２燃料量を制御できるものであればよい。例えば、第２フィードバック制御アルゴリズムとして、ＰＤ制御アルゴリズム、ＰＩ制御アルゴリズムおよびＰＩＤ制御アルゴリズムや、バックステッピング制御アルゴリズムなどの応答指定型制御アルゴリズムなどを用いてもよい。

さらに、実施形態は、新気量可変機構として、ターボチャージャ６を用いた例であるが、本発明の新気量可変機構はこれに限らず、新気量を変更可能なものであればよい。例えば、新気量可変機構として、スロットル弁機構やインテークシャッタバルブ機構などの、吸気通路の開口面積を変更可能な弁機構を用いてもよい。

一方、実施形態は、不活性ガス量可変機構として、排気還流機構７を用いた例であるが、本発明の不活性ガス量可変機構はこれに限らず、気筒内に供給される不活性ガス量を変更可能なものであればよい。例えば、不活性ガス量可変機構として、吸気弁や排気弁のリフトを変更する可変リフト機構や、クランクシャフトに対するカムシャフトの位相を変更する可変カム位相機構などを用いて、不活性ガス量としての内部ＥＧＲ量を変更してもよい。

また、実施形態は、所定のフィルタ処理としてεフィルタ処理を用いた例であるが、本願発明のフィルタ処理はこれに限らず、酸素濃度検出手段の出力値における所定周波数以上の高周波成分が遮断された状態でかつ当該出力値に対して位相遅れのない状態で、出力フィルタ値を算出できるものであればよい。例えば、εフィルタ処理に代えて、移動平均フィルタ処理またはメジアンフィルタ処理と、εフィルタ処理とを組み合わせたものを用いてもよい。また、εフィルタ処理に代えて、下式（５５）〜（５７）に示すアルゴリズムのフィルタ処理を用いてもよい。

上式（５５）のＫｓｆｃは、フィルタ係数であり、式（５６），（５７）に示すように、センサ出力値ＶＯ２の今回値と前回値の偏差の絶対値｜ＶＯ２（ｋ）−ＶＯ２（ｋ−１）｜と、正の所定値ＤＶＯ２＿ＲＥＦとの比較結果に基づき、２つの値Ｋｓｆｃ１，Ｋｓｆｃ２の一方に設定される。これらの値Ｋｓｆｃ１，Ｋｓｆｃ２は、−１＜Ｋｓｆｃ２＜Ｋｓｆｃ１＜０の関係が成立するように設定される負の所定値であり、特に、所定値Ｋｓｆｃ２は値−１に近い値に設定され、所定値Ｋｓｆｃ１は値０に近い値に設定されている。

以上のようなアルゴリズムのフィルタ処理を用いた場合でも、εフィルタ処理を用いた場合と同様に、出力フィルタ値ＶＯ２＿ＩＰＳを、センサ出力値ＶＯ２の変動量の絶対値が所定値以下のときには、センサ出力値ＶＯ２の所定周波数以上の高周波成分を遮断した状態で算出することができ、センサ出力値ＶＯ２の変動量の絶対値が所定値を超えたときには、センサ出力値ＶＯ２に対して位相遅れのないように算出することができる。

本発明の一実施形態に係る空燃比制御装置およびこれを適用した内燃機関の概略構成を模式的に示す図である。 空燃比制御装置の電気的な概略構成を模式的に示す図である。 空燃比制御装置の概略構成を示すブロック図である。 要求トルク算出部の概略構成を示すブロック図である。 最大トルクＴｒｑ＿ｍａｘおよび最小トルクＴｒｑ＿ｍｉｎの算出に用いるマップの一例を示す図である。 正規化係数Ｋｔｒｑ＿ａｐの算出に用いるマップの一例を示す図である。 ＤｅＮＯｘ触媒温度コントローラの概略構成を示すブロック図である。 触媒暖機用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ１の算出に用いるマップの一例を示す図である。 ＶＯ２ＦＢ用値φｃｏｍｂ＿ｂｓ２の算出に用いるマップの一例を示す図である。 応答指定パラメータＶＰＯＬＥ＿Ｔｄｎｘの算出に用いるマップの一例を示す図である。 ＤｅＮＯｘ触媒温度ＴｄｎｘとＮＯｘ浄化率の関係を表す図である。 ＴＷＣ後空燃比コントローラの概略構成を示すブロック図である。 三元触媒の下流側における排ガスの空燃比と、未燃成分（ＮＯｘ、ＣＯ、ＨＣ）の濃度との関係の測定結果の一例である。 メインコントローラの概略構成を示すブロック図である。 要求燃料量Ｇｆｕｅｌ＿ｄｒｖの算出に用いるマップの一例を示す図である。 ＦＦ・ＥＧＲ率Ｒｅｇｒ＿ｆｆの算出に用いるマップの一例を示す図である。 目標過給圧Ｂｏｏｓｔ＿ｃｍｄの算出に用いるマップの一例を示す図である。 空燃比制御処理を示すフローチャートである。 ＤｅＮＯｘ触媒暖機制御処理を示すフローチャートである。 通常制御処理を示すフローチャートである。 ＦＢ許可フラグＦ＿ＶＯ２ＦＢの設定に用いるマップの一例を示す図である。 本実施形態の空燃比制御装置による空燃比制御結果の一例を示すタイミングチャートである。 本実施形態の空燃比制御装置による空燃比制御のシミュレーション結果の一例を示すタイミングチャートである。 空燃比制御のシミュレーション結果の比較例を示すタイミングチャートである。

符号の説明

１ 空燃比制御装置
２ ＥＣＵ（目標出力値設定手段、吸気量制御手段、第２燃料量制御手段、吸気量 制御入力算出手段、分配手段、新気量制御手段、不活性ガス量制御手段）
３ 内燃機関
３ａ 気筒
６ ターボチャージャ（新気量可変機構）
７ 排気還流機構（不活性ガス量可変機構）
９ 排気通路（排気系）
１０ 三元触媒（排気浄化装置）
２２ 酸素濃度センサ（酸素濃度検出手段）
５０ ＴＷＣ後空燃比コントローラ（目標出力値設定手段、吸気量制御手段、第２燃 料量制御手段、吸気量制御入力算出手段、分配手段）
６０ メインコントローラ（吸気量制御手段、第２燃料量制御手段、新気量制御手段 、不活性ガス量制御手段）
Ｇｃｏｍｂ トルク燃料噴射量（第１燃料量）
Ｇｐｏｓｔ ポスト燃料噴射量（第２燃料量）
ＶＯ２ 酸素濃度センサの出力値（酸素濃度検出手段の出力値）
ＶＯ２＿ＴＲＧＴ 目標出力値
Ｕｓｍｃ＿ＡＥ ＡＩＲ−ＥＧＲ用補正値（吸気量制御入力）
Ｄｇａｉｒ ＦＢ新気量（新気量制御入力）
Ｄｇｅｇｒ ＦＢ・Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量（不活性ガス量制御入力）
ＤＩＶＩＤＥ＿ＲＡＴＥ 分配率

Claims (2)

1. 排ガスを浄化する排気浄化装置が排気系に設けられ、気筒内で燃焼させるための燃料が第１燃料として当該気筒内に供給されるとともに、未燃燃料が第２燃料として前記排気浄化装置に供給される内燃機関において、前記気筒への吸気量、前記第１燃料量および前記第２燃料量を制御することによって、前記排気浄化装置よりも下流側の排ガスの空燃比を制御する内燃機関の空燃比制御装置であって、
   当該内燃機関は、前記気筒内に吸入される新気量を変更可能な新気量可変機構と、前記前記気筒内に吸入される不活性ガス量を変更可能な不活性ガス量可変機構と、を備えており、
   前記排気浄化装置よりも下流側に設けられ、排ガス中の酸素濃度を表す検出信号を出力する酸素濃度検出手段と、
   前記酸素濃度検出手段の出力値の目標となる目標出力値を設定する目標出力値設定手段と、
   所定の第１フィードバック制御アルゴリズムを用いて、前記酸素濃度検出手段の前記出力値が前記目標出力値に収束するように、前記吸気量を制御する吸気量制御手段と、
   所定の第２フィードバック制御アルゴリズムを用いて、前記酸素濃度検出手段の前記出力値が前記目標出力値に収束するように、前記第２燃料量を制御する第２燃料量制御手段と、
   を備え、
   前記第１フィードバック制御アルゴリズムでは、前記出力値の前記目標出力値への収束速度が、前記第２フィードバック制御アルゴリズムにおける前記出力値の前記目標出力値への収束速度よりも遅くなるように構成されており、
   前記吸気量制御手段は、
   前記第１フィードバック制御アルゴリズムを用いて、前記酸素濃度検出手段の前記出力値が前記目標出力値に収束するように、前記吸気量を制御するための吸気量制御入力を算出する吸気量制御入力算出手段と、
   当該吸気量制御入力を、前記新気量を制御するための新気量制御入力と、前記不活性ガス量を制御するための不活性ガス量制御入力とに分配する分配手段と、
   当該新気量制御入力を用いて、前記新気量可変機構を制御する新気量制御手段と、
   前記不活性ガス量制御入力を用いて、前記不活性ガス量可変機構を制御する不活性ガス量制御手段と、
   を有することを特徴とする請内燃機関の空燃比制御装置。
2. 前記分配手段は、前記吸気量制御入力を前記新気量制御入力と前記不活性ガス量制御入力とに分配する分配率を、当該分配率と前記内燃機関の運転状態および／または排気系温度との関係を予めスケジューリングしたマップを用いて決定することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の空燃比制御装置。

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