JP5488273B2 - 内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の空燃比制御装置に関する。

内燃機関本体から排出された排気ガス中には炭化水素（ＨＣ）、一酸化炭素（ＣＯ）及び窒素酸化物（ＮＯ_X）等の成分が含まれており、従来からこれら成分を浄化するために三元触媒が利用されている。斯かる三元触媒は排気ガスの空燃比がほぼ理論空燃比となっているときにその浄化能力が高くなることから、三元触媒によって排気ガスの浄化を行う際には排気ガスの空燃比がほぼ理論空燃比となるように燃焼室への燃料供給量等を制御する必要がある。

このため、多くの内燃機関では、三元触媒の排気上流側において機関排気通路内に排気空燃比を検出することができる空燃比センサを設け、この空燃比センサによって検出される排気空燃比がほぼ理論空燃比になるように燃焼室への燃料供給量を調整するフィードバック（Ｆ／Ｂ）制御が行われている。

しかし、三元触媒の上流側においては排気ガスが十分混合していないことにより空燃比センサの出力がばらついたり、排気ガスの熱により空燃比センサが劣化したりすることにより、空燃比センサが実際の空燃比を正確に検出することができない場合があり、このような場合には上述したＦ／Ｂ制御による空燃比の制御精度が低下してしまう。

そこで、三元触媒の排気下流側にも機関排気通路内に排気空燃比を検出することができる空燃比センサを設け、下流側空燃比センサの出力に基づいて上流側空燃比センサの出力値が実際の排気空燃比と一致するように上流側空燃比センサの出力値を（結果的には燃料供給量を）補正するサブＦ／Ｂ制御を行うことにより空燃比の制御精度を改善するダブルセンサシステムが既に実用化されている（例えば、特許文献１）。

そして、このダブルセンサシステムにおいては、上流側空燃比センサの出力値と実際の排気空燃比との間の定常的なずれに対応する学習値をサブＦ／Ｂ制御における補正量に基づいて算出すると共に、算出された学習値に基づいて上流側空燃比センサの出力値を補正する学習制御が行われる。このような学習値は例えば機関停止時にもＥＣＵのＲＡＭに保存されるため、内燃機関の再始動直後であってサブＦ／Ｂ制御によっては上流側空燃比センサの出力値が十分に補正されていないときでも、上流側空燃比センサの出力値が学習値により実際の排気空燃比付近の値に補正される。このため、空燃比の制御精度の悪化を防止することができ、よって排気エミッションの悪化を防止することができる。

特に、特許文献１に記載されたダブルセンサシステムでは、サブＦ／Ｂ制御における学習値が過剰に更新された場合、過剰に更新された後の復帰量に応じてサブＦ／Ｂ制御におけるＦ／Ｂゲインを変更するようにしている。特に、特許文献１では、復帰量が多くなるほどＦ／Ｂゲインを小さくすることで、サブＦ／Ｂ制御における学習値の応答性と収束性とを両立させることとしている。

特開２００９−２５７１８８号公報 特開２００７−２３１８３４号公報

ところで、近年、機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構を備えた内燃機関が開発されている。斯かる内燃機関では、機械圧縮比が高くなるほど、燃焼室内のシリンダ壁面に近い領域においてピストンが圧縮上死点にあるときにピストン上面とシリンダヘッド下面との間の間隔が短くなり、混合気の燃焼が適切に行われにくくなる。すなわち、機械圧縮比が高いと消炎領域（クエンチゾーン）が拡大する。このため、機械圧縮比が高い場合には燃焼室から排出された排気ガス中に含まれる未燃ＨＣの量が多くなり易い。

ところが、上述したダブルセンサシステムに用いられる空燃比センサでは、排気ガス中に酸素と未燃ＨＣの両方が含まれているような場合には、その出力に誤差が生じてしまう。例えば、空燃比センサ近傍を流れる排気ガスの空燃比（すなわち、吸気通路、燃焼室及び排気通路に供給された空気と燃料との比率。以下、「排気空燃比」という）がほぼ理論空燃比であったとしても、排気ガス中に未燃ＨＣ及び酸素が含まれていると、空燃比センサの出力はリーンとなってしまう。

一方、燃焼室から排出された排気ガス中に酸素と未燃ＨＣの両方が含まれている場合、三元触媒において未燃ＨＣが酸化、浄化せしめられる。このため、下流側空燃比センサでは正確に排気空燃比を検出することができる。そこで、下流側空燃比センサの出力に基づいてサブフィードバック制御及び学習制御を行えば、上流側空燃比センサに誤差が生じたとしても空燃比の制御を適切に行うことができる。

ここで、機械圧縮比が高い場合には上流側空燃比センサの出力に生じる誤差が大きく、したがって学習制御における学習値は最終的に比較的大きな値となる。しかしながら、一般に、学習制御における学習速度（すなわち、サブフィードバック制御における補正量を学習値に取り込む取込割合、取込時間間隔等）は誤学習防止の観点から比較的遅く設定される。このため、機械圧縮比が高い場合には学習値の収束が遅いものとなってしまう。

そこで、上記問題に鑑みて、本発明の目的は、機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構を具備する内燃機関において、機械圧縮比が高いときであっても学習制御の学習値を迅速に収束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にある。

上記課題を解決するために、第１の発明では、機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、機関排気通路内に設けられた排気浄化触媒の排気上流側に配置され且つ排気ガスの空燃比を検出する上流側空燃比センサと、上記排気浄化触媒の排気下流側に配置され且つ排気ガスの空燃比を検出する下流側空燃比センサとを具備し、上記上流側空燃比センサの出力値に基づいて排気空燃比が目標空燃比となるように燃料供給量を制御するメインフィードバック制御と、上記上流側空燃比センサの出力値と実際の排気空燃比とのずれを補償すべく上記下流側空燃比センサの出力値に基づいて排気空燃比が目標空燃比となるように燃料供給量を補正するサブフィードバック制御と、上記サブフィードバック制御における補正量の少なくとも一部を取り込むようにして算出された学習値に基づいて上記燃料供給量を補正する学習制御とを実行する内燃機関の空燃比制御装置において、上記機械圧縮比が高いほど、上記サブフィードバック制御における補正量を学習値に取り込む取込速度を速めるようにした。

第２の発明では、第１の発明において、上記学習値の収束を判定する収束判定手段を更に具備し、該収束判定手段によって学習値が収束したと判定された時の学習値に基づいて機械圧縮比を推定するようにした。

本発明によれば、機械圧縮比が高いときであっても学習制御の学習値を迅速に収束させることができる。

火花点火式内燃機関の全体図である。 排気空燃比と空燃比センサの出力電圧との関係を示した図である。 排気空燃比と酸素センサの出力電圧との関係を示した図である。 可変圧縮比機構の分解斜視図である。 図解的に表した内燃機関の側面断面図である。 可変バルブタイミング機構を示す図である。 吸気弁および排気弁のリフト量を示す図である。 機械圧縮比、実圧縮比および膨張比を説明するための図である。 理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。 通常のサイクルおよび超高膨張比サイクルを説明するための図である。 機関負荷に応じた機械圧縮比等の変化を示す図である。 目標燃料供給量算出制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。 メインＦ／Ｂ制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。 実際の排気空燃比等のタイムチャートである。 サブＦ／Ｂ制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。 サブＦ／Ｂ学習値の更新時における出力補正値及びサブＦ／Ｂ学習値のタイムチャートである。 サブＦ／Ｂ学習値の更新制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。 取込割合及び取込間隔と機械圧縮比との関係を示す図である。 機械圧縮比を変更した際の出力補正値及びサブＦ／Ｂ学習値のタイムチャートである。 サブＦ／Ｂ学習値と機械圧縮比の推定値との関係を示す図である。 相対位置センサの出力値の補正制御及び異常判定制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。

以下、図面を参照して本発明の実施形態について詳細に説明する。なお、以下の説明では、同様な構成要素には同一の参照番号を付す。

図１に火花点火式内燃機関の側面断面図を示す。
図１を参照すると、１はクランクケース、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は燃焼室５の頂面中央部に配置された点火プラグ、７は吸気弁、８は吸気ポート、９は排気弁、１０は排気ポートをそれぞれ示す。吸気ポート８は吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、各吸気枝管１１にはそれぞれ対応する吸気ポート８内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁１３が配置される。なお、燃料噴射弁１３は各吸気枝管１１に取付ける代りに各燃焼室５内に配置してもよい。

サージタンク１２は吸気ダクト１４を介してエアクリーナ１５に連結され、吸気ダクト１４内にはアクチュエータ１６によって駆動されるスロットル弁１７と例えば熱線を用いたエアフロメータ１８とが配置される。一方、排気ポート１０は排気マニホルド１９を介して三元触媒２０を内蔵した触媒コンバータ２１に連結され、触媒コンバータ２１の出口は排気管２２に連結される。触媒コンバータ２１よりも上流側の排気マニホルド１９内には空燃比センサ２３が配置され、触媒コンバータ２１よりも下流側の排気管２２内には酸素センサ２４が配置される。なお、触媒コンバータに内蔵される排気浄化触媒としては、排気ガス中の未燃ＨＣ、ＣＯおよびＮＯ_xを浄化することができれば、三元触媒以外の触媒、例えばＮＯ_X吸蔵還元触媒、ＮＯ_X選択還元触媒等を用いても良い。

一方、図１に示した実施形態ではクランクケース１とシリンダブロック２との連結部にクランクケース１とシリンダブロック２のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによりピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更可能な可変圧縮比機構Ａが設けられており、さらに実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な実圧縮作用開始時期変更機構Ｂが設けられている。なお、図１に示した実施形態ではこの実圧縮作用開始時期変更機構Ｂは吸気弁７の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構からなる。

図１に示したように、クランクケース１とシリンダブロック２にはクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置関係を検出するための相対位置センサ２５が取り付けられており、この相対位置センサ２５からはクランクケース１とシリンダブロック２との間隔の変化を示す出力信号が出力される。

電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５および出力ポート３６を具備する。エアフロメータ１８及び相対位置センサ２５の出力信号はそれぞれ対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。また、空燃比センサ２３は、図２に示したように、排気マニホルド１９内を通過する排気ガス中の酸素濃度及び未燃ＨＣ等の濃度に基づいて、斯かる排気ガスの空燃比にほぼ比例した出力電圧を発生する。一方、酸素センサ２４は、図３に示したように、排気管２２内を通過する排気ガス、すなわち三元触媒２０を通過した後の排気ガス中の酸素濃度に基づいて、斯かる排気ガスの空燃比が理論空燃比（１４．７）よりもリッチであるかリーンであるかによって大きく異なる出力電圧を発生する。これら出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。

また、アクセルペダル４０にはアクセルペダル４０の踏込み量Ｌに比例した出力電圧を発生する負荷センサ４１が接続され、負荷センサ４１の出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。さらに入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば１５°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４２が接続される。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火プラグ６、燃料噴射弁１３、スロットル弁駆動用アクチュエータ１６、可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂに接続される。

図４は図１に示す可変圧縮比機構Ａの分解斜視図を示しており、図５は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図４を参照すると、シリンダブロック２の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部５０が形成されており、各突出部５０内にはそれぞれ断面円形のカム挿入孔５１が形成されている。一方、クランクケース１の上壁面上には互いに間隔を隔ててそれぞれ対応する突出部５０の間に嵌合せしめられる複数個の突出部５２が形成されており、これらの各突出部５２内にもそれぞれ断面円形のカム挿入孔５３が形成されている。

図４に示したように一対のカムシャフト５４、５５が設けられており、各カムシャフト５４、５５上には一つおきに各カム挿入孔５３内に回転可能に挿入される円形カム５８が固定されている。これらの円形カム５８は各カムシャフト５４、５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各円形カム５８の両側には図５に示すように各カムシャフト５４、５５の回転軸線に対して偏心配置された偏心軸５７が延びており、この偏心軸５７上に別の円形カム５６が偏心して回転可能に取付けられている。図４に示したようにこれら円形カム５６は各円形カム５８の両側に配置されており、これら円形カム５６は対応する各カム挿入孔５１内に回転可能に挿入されている。また、図４に示したようにカムシャフト５５にはカムシャフト５５の回転角度を表す出力信号を発生するカム回転角度センサ２５が取付けられている。

図５（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４、５５上に固定された円形カム５８を図５（Ａ）において矢印で示したように互いに反対方向に回転させると偏心軸５７が互いに離れる方向に移動するために円形カム５６がカム挿入孔５１内において円形カム５８とは反対方向に回転し、図５（Ｂ）に示したように偏心軸５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に円形カム５８を矢印で示した方向に回転させると図５（Ｃ）に示したように偏心軸５７は最も低い位置となる。

なお、図５（Ａ）、図５（Ｂ）、図５（Ｃ）にはそれぞれの状態における円形カム５８の中心ａと偏心軸５７の中心ｂと円形カム５６の中心ｃとの位置関係が示されている。

図５（Ａ）から図５（Ｃ）とを比較するとわかるようにクランクケース１とシリンダブロック２の相対位置は円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離によって定まり、円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離が大きくなるほどシリンダブロック２はクランクケース１から離れる。すなわち、可変圧縮比機構Ａは回転するカムを用いたクランク機構によりクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置を変化させていることになる。シリンダブロック２がクランクケース１から離れるとピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積は増大し、したがって各カムシャフト５４、５５を回転させることによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更することができる。

図４に示したように各カムシャフト５４、５５をそれぞれ反対方向に回転させるために駆動モータ５９の回転軸にはそれぞれ螺旋方向が逆向きの一対のウォーム６１、６２が取付けられており、これらウォーム６１、６２と噛合するウォームホイール６３、６４がそれぞれ各カムシャフト５４、５５の端部に固定されている。この実施形態では駆動モータ５９を駆動することによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を広い範囲に亘って変更することができる。なお、図１、図４及び図５に示される可変圧縮比機構Ａは一例を示すものであっていかなる形式の可変圧縮比機構でも用いることができる。

一方、図６は図１において吸気弁７を駆動するためのカムシャフト７０の端部に取付けられた可変バルブタイミング機構Ｂを示している。図６を参照すると、この可変バルブタイミング機構Ｂは機関のクランク軸によりタイミングベルトを介して矢印方向に回転せしめられるタイミングプーリ７１と、タイミングプーリ７１と一緒に回転する円筒状ハウジング７２と、吸気弁駆動用カムシャフト７０と一緒に回転し且つ円筒状ハウジング７２に対して相対回転可能な回転軸７３と、円筒状ハウジング７２の内周面から回転軸７３の外周面まで延びる複数個の仕切壁７４と、各仕切壁７４の間で回転軸７３の外周面から円筒状ハウジング７２の内周面まで延びるベーン７５とを具備しており、各ベーン７５の両側にはそれぞれ進角用油圧室７６と遅角用油圧室７７とが形成されている。

各油圧室７６、７７への作動油の供給制御は作動油供給制御弁７８によって行われる。この作動油供給制御弁７８は各油圧室７６、７７にそれぞれ連結された油圧ポート７９、８０と、油圧ポンプ８１から吐出された作動油の供給ポート８２と、一対のドレインポート８３、８４と、各ポート７９、８０、８２、８３、８４間の連通遮断制御を行うスプール弁８５とを具備している。

吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を進角すべきときは図６においてスプール弁８５が右方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート７９を介して進角用油圧室７６に供給されると共に遅角用油圧室７７内の作動油がドレインポート８４から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印方向に相対回転せしめられる。

これに対し、吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を遅角すべきときは図６においてスプール弁８５が左方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート８０を介して遅角用油圧室７７に供給されると共に進角用油圧室７６内の作動油がドレインポート８３から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印と反対方向に相対回転せしめられる。

回転軸７３が円筒状ハウジング７２に対して相対回転せしめられているときにスプール弁８５が図６に示した中立位置に戻されると回転軸７３の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸７３はそのときの相対回転位置に保持される。したがって可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を所望の量だけ進角させることができ、遅角させることができることになる。

図７において実線は可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も進角されているときを示しており、破線は吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も遅角されているときを示している。したがって吸気弁７の開弁期間は図７において実線で示す範囲と破線で示す範囲との間で任意に設定することができ、したがって吸気弁７の閉弁時期も図７において矢印Ｃで示す範囲内の任意のクランク角に設定することができる。

図１および図６に示した可変バルブタイミング機構Ｂは一例を示すものであって、例えば吸気弁の開弁時期を一定に維持したまま吸気弁の閉弁時期のみを変えることのできる可変バルブタイミング機構等、種々の形式の可変バルブタイミング機構を用いることができる。

次に図８を参照しつつ本願において使用されている用語の意味について説明する。なお、図８の（Ａ）、（Ｂ）、（Ｃ）には説明のために燃焼室容積が５０mlでピストンの行程容積が５００mlであるエンジンが示されており、これら図８の（Ａ）、（Ｂ）、（Ｃ）において燃焼室容積とはピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を表している。

図８（Ａ）は機械圧縮比について説明している。機械圧縮比は圧縮行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であってこの機械圧縮比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図８（Ａ）に示した例ではこの機械圧縮比は（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１となる。

図８（Ｂ）は実圧縮比について説明している。この実圧縮比は実際に圧縮作用が開始されたときからピストンが上死点に達するまでの実際のピストン行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの実圧縮比は（燃焼室容積＋実際の行程容積）／燃焼室容積で表される。すなわち、図８（Ｂ）に示したように圧縮行程においてピストンが上昇を開始しても吸気弁が開弁している間は圧縮作用は行われず、吸気弁が閉弁したときから実際の圧縮作用が開始される。したがって実圧縮比は実際の行程容積を用いて上記の如く表される。図８（Ｂ）に示した例では実圧縮比は（５０ml＋４５０ml）／５０ml＝１０となる。

図８（Ｃ）は膨張比について説明している。膨張比は膨張行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの膨張比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図８（Ｃ）に示した例ではこの膨張比は（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１となる。

次に図９および図１０を参照しつつ本発明において用いられている超膨張比サイクルについて説明する。なお、図９は理論熱効率と膨張比との関係を示しており、図１０は本発明において負荷に応じ使い分けられている通常のサイクルと超高膨張比サイクルとの比較を示している。

図１０（Ａ）は吸気弁が下死点近傍で閉弁し、ほぼ吸気下死点付近からピストンによる圧縮作用が開始される場合の通常のサイクルを示している。この図１０（Ａ）に示す例でも図８の（Ａ）、（Ｂ）、（Ｃ）に示す例と同様に燃焼室容積が５０mlとされ、ピストンの行程容積が５００mlとされている。図１０（Ａ）からわかるように通常のサイクルでは機械圧縮比は（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１であり、実圧縮比もほぼ１１であり、膨張比も（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１となる。すなわち、通常の内燃機関では機械圧縮比と実圧縮比と膨張比とがほぼ等しくなる。

図９における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合の、すなわち通常のサイクルにおける理論熱効率の変化を示している。この場合には膨張比が大きくなるほど、すなわち実圧縮比が高くなるほど理論熱効率が高くなることがわかる。したがって通常のサイクルにおいて理論熱効率を高めるには実圧縮比を高くすればよいことになる。しかしながら機関高負荷運転時におけるノッキングの発生の制約により実圧縮比は最大でも１２程度までしか高くすることができず、斯くして通常のサイクルにおいては理論熱効率を十分に高くすることはできない。

一方、このような状況下で機械圧縮比と実圧縮比とを厳密に区分しつつ理論熱効率を高めることが検討され、その結果理論熱効率は膨張比が支配し、理論熱効率に対して実圧縮比はほとんど影響を与えないことが見出されたのである。すなわち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが圧縮するために大きなエネルギーが必要となり、斯くして実圧縮比を高めても理論熱効率はほとんど高くならない。

これに対し、膨張比を大きくすると膨張行程時にピストンに対し押下げ力が作用する期間が長くなり、斯くしてピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなる。したがって膨張比は大きくすれば大きくするほど理論熱効率が高くなる。図９の破線ε＝１０は実圧縮比を１０に固定した状態で膨張比を高くしていった場合の理論熱効率を示している。このように実圧縮比εを低い値に維持した状態で膨張比を高くしたときの理論熱効率の上昇量と、図９の実線で示す如く実圧縮比も膨張比と共に増大せしめられる場合の理論熱効率の上昇量とは大きな差がないことがわかる。

このように実圧縮比が低い値に維持されているとノッキングが発生することがなく、したがって実圧縮比を低い値に維持した状態で膨張比を高くするとノッキングの発生を阻止しつつ理論熱効率を大幅に高めることができる。図１０（Ｂ）は可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂを用いて、実圧縮比を低い値に維持しつつ膨張比を高めるようにした場合の一例を示している。

図１０（Ｂ）を参照すると、この例では可変圧縮比機構Ａにより燃焼室容積が５０mlから２０mlまで減少せしめられる。一方、可変バルブタイミング機構Ｂによって実際のピストン行程容積が５００mlから２００mlになるまで吸気弁の閉弁時期が遅らされる。その結果、この例では実圧縮比は（２０ml＋２００ml）／２０ml＝１１となり、膨張比は（２０ml＋５００ml）／２０ml＝２６となる。図１０（Ａ）に示した通常のサイクルでは前述したように実圧縮比がほぼ１１で膨張比が１１であり、この場合に比べると図１０（Ｂ）に示した場合には膨張比のみが２６まで高められていることがわかる。そこで、斯かるサイクルを超高膨張比サイクルと称する。

一般的に言って内燃機関では機関負荷が低いほど熱効率が悪くなり、したがって機関運転時における熱効率を向上させるためには、すなわち燃費を向上させるには機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが必要となる。一方、図１０（Ｂ）に示した超高膨張比サイクルでは圧縮行程時の実際のピストン行程容積が小さくされるために燃焼室５内に吸入しうる吸入空気量は少なくなり、したがってこの超高膨張比サイクルは機関負荷が比較的低いときにしか採用できないことになる。したがって本発明では機関負荷が比較的低いときには図１０（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルとし、機関高負荷運転時には図１０（Ａ）に示す通常のサイクルとするようにしている。

次に図１１を参照しつつ運転制御全般について概略的に説明する。
図１１には或る機関回転数における機関負荷に応じた吸入空気量、吸気弁閉弁時期、機械圧縮比、膨張比、実圧縮比およびスロットル弁１７の開度の各変化が示されている。なお、図１１は、燃焼室５内における平均空燃比が空燃比センサ２３等の出力信号に基づいて理論空燃比にフィードバック制御（Ｆ／Ｂ制御）されている場合を示している。

さて、前述したように機関高負荷運転時には図１０（Ａ）に示される通常のサイクルが実行される。したがって図１１に示されるようにこのときには機械圧縮比は低くされるために膨張比は低く、図１１において実線で示されるように吸気弁７の閉弁時期は図７において実線で示される如く早められている。また、このときには吸入空気量は多く、このときスロットル弁１７の開度は全開に保持されているのでポンピング損失は零となっている。

一方、図１１において実線で示されるように機関負荷が低くなるとそれに伴って吸入空気量を減少すべく吸気弁７の閉弁時期が遅くされる。またこのときには実圧縮比がほぼ一定に保持されるように図１１に示される如く機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大され、したがって機関負荷が低くなるにつれて膨張比も増大される。なお、このときにもスロットル弁１７は全開状態に保持されており、したがって燃焼室５内に供給される吸入空気量はスロットル弁１７によらずに吸気弁７の閉弁時期を変えることによって制御されている。

このように機関高負荷運転状態から機関負荷が低くなるときには実圧縮比がほぼ一定のもとで吸入空気量が減少するにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。すなわち、吸入空気量の減少に比例してピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積が減少せしめられる。したがってピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は吸入空気量に比例して変化していることになる。なお、このとき図１１に示される例では燃焼室５内の空燃比は理論空燃比となっているのでピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は燃料量に比例して変化していることになる。

機関負荷が更に低くなると機械圧縮比は更に増大せしめられ、機関負荷がやや低負荷寄りの中負荷Ｌ₁まで低下すると機械圧縮比は燃焼室５の構造上限界となる最大限界機械圧縮比に達する。機械圧縮比が最大限界機械圧縮比に達すると、機械圧縮比が最大限界機械圧縮比に達したときの機関負荷Ｌ₁よりも負荷の低い領域では機械圧縮比が最大限界機械圧縮比に保持される。したがって低負荷側の機関中負荷運転時および機関低負荷運転時にはすなわち、機関低負荷運転側では機械圧縮比は最大となり、膨張比も最大となる。別の言い方をすると機関低負荷運転側では最大の膨張比が得られるように機械圧縮比が最大にされる。

一方、図１１に示される実施形態では機関負荷がＬ₁まで低下すると吸気弁７の閉弁時期が燃焼室５内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期となる。吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達すると吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ₁よりも負荷の低い領域では吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持される。

吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持されるともはや吸気弁７の閉弁時期の変化によっては吸入空気量を制御することができない。図１１に示される実施形態ではこのとき、すなわち吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ₁よりも負荷の低い領域ではスロットル弁１７によって燃焼室５内に供給される吸入空気量が制御され、機関負荷が低くなるほどスロットル弁１７の開度は小さくされる。

一方、図１１において破線で示すように機関負荷が低くなるにつれて吸気弁７の閉弁時期を早めることによってもスロットル弁１７によらずに吸入空気量を制御することができる。したがって、図１１において実線で示される場合と破線で示される場合とをいずれも包含しうるように表現すると、本発明による実施形態では吸気弁７の閉弁時期は、機関負荷が低くなるにつれて、燃焼室内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期Ｌ₁まで吸気下死点BDCから離れる方向に移動せしめられることになる。このように吸入空気量は吸気弁７の閉弁時期を図１１において実線で示すように変化させても制御することができるし、破線に示すように変化させても制御することができるが、以下本発明について吸気弁７の閉弁時期を図１１において実線で示すように変化させた場合を例にとって説明する。

なお、前述したように図１０（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルでは膨張比が２６とされる。この膨張比は高いほど好ましいが図９からわかるように実用上使用可能な下限実圧縮比ε＝５に対しても２０以上であればかなり高い理論熱効率を得ることができる。したがって本発明では膨張比が２０以上となるように可変圧縮比機構Ａが形成されている。

ところで、上述した三元触媒２０は、酸素吸蔵能力を有しており、これにより三元触媒２０に流入する排気ガスの空燃比がリーンであるときには排気ガス中の酸素を吸蔵すると共に、三元触媒２０に流入する排気ガスの空燃比がリッチであるときには吸蔵している酸素を放出することにより排気ガス中に含まれる未燃ＨＣ、ＣＯを酸化・浄化する。

このような三元触媒２０の酸素吸蔵能力を効果的に利用するためには、排気ガスの空燃比がその後リッチ及びリーンのいずれになっても排気ガスを浄化することができるように、三元触媒２０中に吸蔵されている酸素の量を所定量（例えば、最大酸素吸蔵量の半分）に維持することが必要である。三元触媒２０の酸素吸蔵量が上記所定量に維持されていれば、三元触媒２０は常に或る程度の酸素吸蔵作用及び酸素放出作用を発揮することが可能であり、結果として三元触媒２０により常に排気ガス中の成分の酸化・還元を行うことができるようになる。このため、本実施形態では、三元触媒２０による排気浄化性能を維持すべく、三元触媒２０の酸素吸蔵量を一定に維持するように空燃比制御を行うこととしている。

そこで、本実施形態では、三元触媒２０よりも排気上流側に配置された空燃比センサ（上流側空燃比センサ）２３によって排気空燃比（三元触媒２０上流側の排気通路、燃焼室５および吸気通路に供給された空気と燃料との比率）を検出すると共に、空燃比センサ２３の出力値が理論空燃比に対応した値となるように燃料噴射弁１３からの燃料供給量についてＦ／Ｂ制御を行うこととしている（以下、このＦ／Ｂ制御を「メインＦ／Ｂ制御」という）。これにより、排気空燃比は理論空燃比付近に維持され、その結果三元触媒の酸素吸蔵量が一定に維持され、よって排気エミッションを改善することができる。

以下、メインＦ／Ｂ制御について具体的に説明する。まず、本実施形態では、燃料噴射弁１３から各気筒へと供給すべき燃料量（以下、「目標燃料供給量」という）Ｑｆｔ（ｎ）は下記式（１）によって算出される。
Ｑｆｔ（ｎ）＝Ｍｃ（ｎ）／ＡＦＴ＋ＤＱｆ（ｎ−１） …（１）

ここで、上記式（１）においてｎはＥＣＵ３０における計算回数を示す値であり、例えばＱｆｔ（ｎ）は第ｎ回目の計算によって（すなわち時刻ｎにおいて）算出された目標燃料供給量を表している。また、Ｍｃ（ｎ）は、吸気弁７の閉弁時までに各気筒の筒内に吸入されたと予想される空気量（以下、「筒内吸入空気量」という）を示している。筒内吸入空気量Ｍｃ（ｎ）は、例えば機関回転数、エアフロメータ１８の出力や吸気弁７の閉弁時期等に基づいてマップ又は計算式により算出される。また、ＡＦＴは、排気空燃比の目標値であり、本実施形態では理論空燃比（１４．７）である。さらに、ＤＱｆは、後述するメインＦ／Ｂ制御に関して算出される燃料補正量である。燃料噴射弁１３では、このようにして算出された目標燃料供給量に対応する量の燃料が噴射される。

図１２は、燃料噴射弁１３からの目標燃料供給量Ｑｆｔ（ｎ）を算出する目標燃料供給量算出制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔の割り込みによって行われる。

まず、ステップ１０１において、クランク角センサ４２及びエアフロメータ１６等によって機関回転数Ｎｅ、吸気管通過空気流量ｍｔ及び吸気弁７の閉弁時期ＩＶＣ等が検出される。次いで、ステップ１０２では、ステップ１０１において検出された機関回転数Ｎｅ、吸気管通過空気流量ｍｔ及び吸気弁７の閉弁時期ＩＶＣに基づいてマップにより又は計算式により時刻ｎにおける筒内吸入空気量Ｍｃ（ｎ）が算出される。次いで、ステップ１０３では、ステップ１０２で算出された筒内吸入空気量Ｍｃ（ｎ）及び後述するメインＦ／Ｂ制御において算出された時刻ｎ−１における燃料補正量ＤＱｆ（ｎ−１）に基づいて上記式（１）により目標燃料供給量Ｑｆｔ（ｎ）が算出され、制御ルーチンが終了せしめられる。燃料噴射弁１３ではこのように算出された目標燃料供給量Ｑｆｔ（ｎ）に相当する量の燃料が噴射せしめられる。

次に、メインＦ／Ｂ制御について説明する。本実施形態では、メインＦ／Ｂ制御として、空燃比センサ２３の出力に基づいて算出された実際の燃料供給量と、上述した目標燃料供給量Ｑｆｔとの燃料偏差量ΔＱｆを各計算時毎に算出し、この燃料偏差量ΔＱｆがゼロになるように燃料補正量ＤＱｆを算出している。具体的には、燃料補正量ＤＱｆは下記式（２）により算出される。なお、下記式（２）においてＤＱｆ（ｎ−１）は、第ｎ−１回目の計算、すなわち前回の計算における燃料補正量であり、Ｋｍｐは比例ゲイン、Ｋｍｉは積分ゲインをそれぞれ示している。これら比例ゲインＫｍｐ、積分ゲインＫｍｉは予め定められた一定の値であってもよいし、機関運転状態に応じて変化する値であってもよい。

図１３は、燃料補正量ＤＱｆを算出するメインＦ／Ｂ制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔の割り込みによって行われる。

まず、ステップ１２１では、メインＦ／Ｂ制御の実行条件が成立しているか否かが判定される。メインＦ／Ｂ制御の実行条件が成立している場合とは、例えば内燃機関の冷間始動中ではないこと（すなわち、機関冷却水温が一定温度以上であって始動時燃料増量等が行われていないこと）や、機関運転中に燃料噴射弁からの燃料噴射を停止する燃料カット制御中ではないこと等の条件を満たしている場合が挙げられる。ステップ１２１においてメインＦ／Ｂ制御の実行条件が成立していると判定された場合には、ステップ１２２へと進む。

ステップ１２２では、第ｎ回目の計算時における空燃比センサ２３の出力値ＶＡＦ（ｎ）が検出される。次いで、ステップ１２３では、後述するサブＦ／Ｂ制御の制御ルーチンによって算出された空燃比センサ２３の出力補正値ｅｆｓｆｂ（ｎ）及び後述するサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂをステップ１２２で検出された出力値ＶＡＦ（ｎ）に加算することで、空燃比センサ２３の出力値が補正されて第ｎ回目の計算時における補正出力値ＶＡＦ’（ｎ）が算出される（ＶＡＦ’（ｎ）＝ＶＡＦ（ｎ）＋ｅｆｓｆｂ（ｎ）＋ｅｆｇｆｓｂ（ｎ））。

次いで、ステップ１２４では、ステップ１２３で算出された補正出力値ＶＡＦ’（ｎ）に基づいて図２に示したマップを用いて時刻ｎにおける実空燃比ＡＦＲ（ｎ）が算出される。このようにして算出された実空燃比ＡＦＲ（ｎ）は、第ｎ回目の計算時における三元触媒２０に流入する排気ガスの実際の空燃比にほぼ一致した値となっている。

次いで、ステップ１２５では、下記式（３）により、空燃比センサ２３の出力に基づいて算出された燃料供給量と目標燃料供給量Ｑｆｔとの燃料偏差量ΔＱｆが算出される。なお、下記式（３）において、筒内吸入空気量Ｍｃ及び目標燃料供給量Ｑｆｔについては第ｎ回目の計算時における値が用いられているが、第ｎ回目の計算時よりも前の値が用いられてもよい。
ΔＱｆ（ｎ）＝Ｍｃ（ｎ）／ＡＦＲ（ｎ）−Ｑｆｔ（ｎ） …（３）

ステップ１２６では、上記式（２）により時刻ｎにおける燃料補正量ＤＱｆ（ｎ）が算出され、制御ルーチンが終了せしめられる。算出された燃料補正量ＤＱｆ（ｎ）は、図１２に示した制御ルーチンのステップ１０３において用いられる。一方、ステップ１２１においてメインＦ／Ｂ制御の実行条件が成立していないと判定された場合には、燃料補正量ＤＱｆ（ｎ）が更新されることなく制御ルーチンが終了せしめられる。

ところで、排気ガスの熱により空燃比センサ２３が劣化すること等により空燃比センサ２３の出力にはずれが生じる場合がある。このような場合、本来図２に実線で示したような出力値を発生させる空燃比センサ２３が、例えば図２に破線で示したような出力値を発生させてしまう。このように空燃比センサ２３の出力値にずれが生じると、空燃比センサ２３は例えば本来であれば排気空燃比が理論空燃比になっているときに発生させる出力電圧を、理論空燃比よりもリーンであるときに発生させてしまう。そこで、本実施形態では、酸素センサ（下流側空燃比センサ）２４を用いたサブＦ／Ｂ制御により空燃比センサ２３の出力値に生じたずれを補償して、空燃比センサ２３の出力値が実際の排気空燃比に対応した値となるようにすることとしている。

すなわち、酸素センサ２４は、図３に示したように、排気空燃比が理論空燃比よりもリッチであるかリーンであるかを検出することができ、理論空燃比よりもリッチであるかリーンであるかの判定にずれを生じることがほとんどない。このため、実際の排気空燃比がリーンとなっているときには酸素センサ２４の出力電圧は低い値となっており、実際の排気空燃比がリッチとなっているときには酸素センサ２４の出力電圧は高い値となっている。したがって、実際の排気空燃比がほぼ理論空燃比となっているとき、すなわち理論空燃比付近で上下を繰り返しているときには、酸素センサ２４の出力電圧は高い値と低い値との間で反転を繰り返す。このような観点から、本実施形態では、酸素センサ２４の出力電圧が高い値と低い値との間で反転を繰り返すように空燃比センサ２３の出力値を補正することとしている。

図１４は、実際の排気空燃比と、酸素センサの出力値と、空燃比センサ２３の出力補正値ｅｆｓｆｂとのタイムチャートである。図１４のタイムチャートは、実際の排気空燃比が理論空燃比になるように制御しているにも関わらず、空燃比センサ２３にずれが生じていて実際の排気空燃比が理論空燃比となっていない場合に、空燃比センサ２３に生じているずれが補償されていく様子を示している。

図１４に示した例では、時刻ｔ₀において、実際の排気空燃比は理論空燃比となっておらず、理論空燃比よりもリーンとなっている。これは、空燃比センサ２３にずれが生じていて、実際の排気空燃比が理論空燃比よりもリーンである空燃比となっているときに空燃比センサ２３により理論空燃比に対応する出力値が出力されているためである。このとき酸素センサ２４の出力値は低い値となっている。

空燃比センサ２３の出力補正値ｅｆｓｆｂは、上述したように、図１３のステップ１２３において補正出力値ＶＡＦ’（ｎ）を算出するために出力値ＶＡＦ（ｎ）に加算される。したがって、この出力補正値ｅｆｓｆｂが正の値となっている場合には空燃比センサ２３の出力値はリーン側に補正され、負の値となっている場合には空燃比センサ２３の出力値はリッチ側に補正される。そして出力補正値ｅｆｓｆｂの絶対値が大きいほど空燃比センサ２３の出力値が大きく補正される。

空燃比センサ２３の出力値がほぼ理論空燃比となっているにも関わらず酸素センサ２４の出力値が低い値となっているときには空燃比センサ２３の出力値がリッチ側にずれていることを意味する。そこで、本実施形態では、酸素センサ２４の出力値が低い値となっているときには、図１４に示したように、出力補正値ｅｆｓｆｂの値を増大させて、空燃比センサ２３の出力値をリーン側へ補正することとしている。一方、空燃比センサ２３の出力値がほぼ理論空燃比となっているにも関わらず酸素センサ２４の出力値が高い値となっているときには、出力補正値ｅｆｓｆｂの値を減少させて、空燃比センサ２３の出力値をリッチ側へ補正することとしている。

具体的には出力補正値ｅｆｓｆｂの値は下記式（４）により計算される。なお、下記式（４）において、ｅｆｓｆｂ（ｎ−１）は、第ｎ−１回目、すなわち前回の計算時における出力補正値であり、Ｋｓｐは比例ゲイン、Ｋｓｉは積分ゲインをそれぞれ示している。また、ΔＶＯ（ｎ）は、第ｎ回目の計算時における酸素センサ２４の出力値と目標出力値（本実施形態では、理論空燃比に対応する値）との出力偏差を示している。

このように、図１４に示した例では、空燃比センサ２３の出力補正値ｅｆｓｆｂの値が増大するにつれて、空燃比センサ２３の出力値に生じているずれが補正され、実際の排気空燃比が徐々に理論空燃比に近づいていく。

図１５は、出力補正値ｅｆｓｆｂを算出するサブＦ／Ｂ制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは所定時間間隔の割り込みによって行われる。

まず、ステップ１３１では、サブＦ／Ｂ制御の実行条件が成立しているか否かが判定される。サブＦ／Ｂ制御の実行条件が成立している場合とは、メインＦ／Ｂ制御の実行条件と同様に内燃機関の冷間始動中でない場合や燃料カット制御中ではない場合が挙げられる。サブＦ／Ｂ制御の実行条件が成立していないと判定された場合には制御ルーチンが終了せしめられる。

一方、ステップ１３１において、サブＦ／Ｂ制御の実行条件が成立していると判定された場合には、ステップ１３２へと進む。ステップ１３２では、時刻ｎにおける酸素センサ２４の出力値と目標出力値との出力偏差ΔＶＯ（ｎ）が算出される。ステップ１３３では、ステップ１３２において算出された出力偏差ΔＶＯに基づいて上記式（４）を用いて出力補正値ｅｆｓｆｂ（ｎ）が算出される。このようにして算出された出力補正値ｅｆｓｆｂ（ｎ）は、図１３に示したステップ１２３において用いられる。

なお、上記実施形態では、メインＦ／Ｂ制御及びサブＦ／Ｂ制御としてＰＩ制御が用いられているが、メインＦ／Ｂ制御及びサブＦ／Ｂ制御は、Ｐ制御、ＰＩＤ制御等、他の制御方法により行われてもよい。

このようにしてサブＦ／Ｂ制御により空燃比センサ２３の出力値は適宜補正されるが、例えば内燃機関を停止させた場合や燃料カット制御を行った場合等にはサブＦ／Ｂ制御が中断せしめられ、その結果、出力補正値ｅｆｓｆｂの値はゼロにリセットされる。その後、再び内燃機関を始動させた場合や燃料カット制御を終了した場合等には、サブＦ／Ｂ制御が再開されるが、出力補正値ｅｆｓｆｂがゼロにリセットされているため、空燃比センサ２３の出力値を再び適切な値にまで補正するには時間がかかる。

そこで、本実施形態では、空燃比センサ２３の出力値と実際の排気空燃比に対応する値との間に生じている定常的なずれに対応するサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂを上記サブＦ／Ｂ制御における出力補正値ｅｆｓｆｂに基づいて算出すると共に、算出されたサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂに基づいて空燃比センサ２３の出力値ＶＡＦを補正することとしている。換言すると、本実施形態では、サブＦ／Ｂ制御における出力補正値ｅｆｓｆｂが小さく又はほぼゼロになるように、出力補正値ｅｆｓｆｂの少なくとも一部をサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂに取り込むと共にサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂに基づいて空燃比センサ２３の出力値ＶＡＦを補正する学習制御を行うこととしている。このようにして算出されたサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂは、例えば内燃機関を停止させたり燃料カット制御を行ったりしてもゼロにリセットされることはなく、よって内燃機関の停止や燃料カット制御等の後でもサブＦ／Ｂ制御により比較的早期に空燃比センサ２３の出力値を再び適切な値にまで補正することができるようになる。

図１６は、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの更新時における、出力補正値ｅｆｓｆｂ及びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂのタイムチャートである。図１６に示した例では、時刻ｔ₁において学習値更新条件が成立し、時刻ｔ₁から学習値の更新が開始される。学習値更新条件が成立した時刻ｔ₁において、出力補正値ｅｆｓｆｂが正の値である場合にはサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが増大せしめられ、出力補正値ｅｆｓｆｂが負の値である場合にはサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが減少せしめられる。サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの増大量又は減少量は、出力補正値ｅｆｓｆｂの絶対値が大きくなるほど多くなるようにしている。

特に本実施形態では、時刻ｔ₁における出力補正値ｅｆｓｆｂのサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂへの取込は下記式（５）及び（６）により行われる。なお、下記式（５）及び（６）において、αは取込割合であり、予め定められた１以下の正の値となる（０＜α≦１）。したがって、図１５に示した例では、時刻ｔ₁において出力補正値ｅｆｓｆｂが正の値となっているため、下記式（５）及び（６）により出力補正値ｅｆｓｆｂが低下せしめられると共にサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが増大せしめられる。
ｅｆｓｆｂ＝ｅｆｓｆｂ−ｅｆｓｆｂ・α …（５）
ｅｆｇｆｓｂ＝ｅｆｇｆｓｂ＋ｅｆｓｆｂ・α …（６）

その後、出力補正値ｅｆｓｆｂ及びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの修正が行われてから取込間隔ΔＴが経過した時刻ｔ₂において、上記時刻ｔ₁における取込操作と同様な取込操作が再び行われる。このような出力補正値ｅｆｓｆｂ及びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの取込操作が取込間隔ΔＴ毎に複数回繰り返されることにより（時刻ｔ₃、ｔ₄）、出力補正値ｅｆｓｆｂの絶対値は徐々に小さくなると共に、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの絶対値は徐々に大きくなり、やがてサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂは一定の値に収束していく。このようにサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが一定の値に収束すると、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの更新が終了せしめられる（時刻ｔ₄）

図１７は、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの更新の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは所定時間間隔の割り込みによって行われる。

図１７に示したように、まずステップ１４１では、学習値更新制御の実行条件が成立しているか否かが判定される。学習値更新制御の実行条件が成立している場合とは、例えば、機関定常運転時である場合や、内燃機関の冷間始動中ではなく且つ燃料カット制御中ではない場合等が挙げられる。

ステップ１４１において学習値更新制御の実行条件が成立していないと判定された場合には制御ルーチンが終了せしめられる。一方、学習値更新制御の実行条件が成立していると判定された場合にはステップ１４２へと進む。ステップ１４２では、時間カウンタｃｏｕｎｔに１が加算された値が新たな時間カウンタｃｏｕｎｔの値とされる。なお、時間カウンタｃｏｕｎｔは、前回のサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂへの取込が行われてからの経過時間を表すカウンタである。

次いで、ステップ１４３では、時間カウンタｃｏｕｎｔが上記取込間隔ΔＴに対応する値以上であるか否かが判定され、取込間隔ΔＴよりも短い場合には制御ルーチンが終了せしめられる。一方、時間カウンタｃｏｕｎｔが上記取込間隔ΔＴ以上であると判定された場合にはステップ１４４へと進む。ステップ１４４では、上記式（５）、（６）に基づいて出力補正値ｅｆｓｆｂのサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂへの取込が行われる。次いで、ステップ１４５では、時間カウンタｃｏｕｎｔが０とされ、制御ルーチンが終了せしめられる。

ところで、上述したような可変圧縮比機構Ａを備えた内燃機関では、機械圧縮比が高くなるほど、燃焼室５から排出された排気ガス中に含まれる未燃ＨＣの量が多くなりやすい。すなわち、斯かる内燃機関では、排気空燃比がほぼ理論空燃比になっている場合であっても排気ガス中には酸素及び未燃ＨＣが多く含まれる場合がある。

一方、一般的に用いられる空燃比センサ２３は、燃焼室５内において混合気が完全に燃焼している場合、すなわち混合気の空燃比がリッチの場合にはほぼ全ての酸素が燃焼室５内で反応、除去され、混合気の空燃比がリーンの場合にはほぼ全ての燃料（ＨＣ）が燃焼室５内で反応、除去されている場合には、比較的正確に排気ガスの空燃比を検知することができる。ところが、上述したように燃焼室５内において混合気の一部が燃焼せず、その結果、排気ガス中に酸素及び未燃ＨＣの両方が多く含まれているような場合には排気ガスの空燃比を正確に検知することができない。特に、燃焼室５内において燃焼していな混合気の量が増大するほど、空燃比センサ２３の出力がリーン側にずれてしまう傾向にある。

このため、機械圧縮比が高いときには、上述したサブＦ／Ｂ制御における出力補正値ｅｆｓｆｂが大きくなり、その結果、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂも最終的に大きな値に収束することになる。ところが、このように出力補正値ｅｆｓｆｂが大きい場合、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが収束するのに時間がかかってしまう。

そこで、本実施形態では、機械圧縮比が高い場合には出力補正値ｅｆｓｆｂからのサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂへの取込速度を速めるようにしている。

図１８は、出力補正値ｅｆｓｆｂのサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂへの取込を行う際の取込割合α及び取込間隔ΔＴと機械圧縮比との関係を示す図である。図１８（Ａ）から分かるように、取込割合αは、機械圧縮比が低いときには低くされ、機械圧縮比が高いときには高くされる。特に、図１８（Ａ）に示した例では、機械圧縮比が高くなるにつれて取込割合αが大きくされる。また、図１８（Ｂ）から分かるように、取込間隔ΔＴは、機械圧縮比が低いときには長くされ、機械圧縮比が高いときには短くされる。特に、図１８（Ｂ）に示した例では、機械圧縮比が高くなるにつれて取込間隔ΔＴが短くされる。このように機械圧縮比に応じて取込割合α及び取込間隔ΔＴを変更することで、機械圧縮比が低いときには取込速度が遅くされ、機械圧縮比が高いときには取込速度が速くされることになる。

なお、上記実施形態では、機械圧縮比に応じて取込割合α及び取込間隔ΔＴの両方を変更しているが、必ずしも両方を変更する必要はなく、一方のみを変更するようにしてもよい。

図１９は、機械圧縮比を変更した際の、出力補正値ｅｆｓｆｂ及びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂのタイムチャートである。図１９に示した例では、時刻ｔ₅において学習値更新条件が成立し、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの更新が開始される。サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの更新が開始されると、出力補正値ｅｆｓｆｂを取り込んでサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが増大し、これに伴って出力補正値ｅｆｓｆｂが減少せしめられる。このときの機械圧縮比は低いためサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの取込速度は遅い。このためサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂは比較的緩やかに変更されていき、時刻ｔ₆においてサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが収束する。

その後、図１９に示したように機関運転状態の変化に伴って機械圧縮比が高くされると（時刻ｔ₇〜ｔ₈）、これに伴って空燃比センサ２３に生じる誤差が大きくなり、よって出力補正値ｅｆｓｆｂも大きくなっていく。その後、機械圧縮比が一定の値に維持されて機関運転状態が定常運転状態になると、学習値更新条件が成立し（時刻ｔ₈）、再びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの更新が開始される。このときの機械圧縮比は高いためサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの取込速度は速い。このためサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂは迅速に変更されていき、時刻ｔ₉においてサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが収束する。

このように機械圧縮比が低いときにはサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの取込速度が遅くされることで、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの誤学習が行われてしまうことを抑制することができると共に、機械圧縮比が高いときにはサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂの取込速度が速くされることで、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂが収束するまでの時間を短くすることができる。

なお、上記実施形態では、サブＦ／Ｂ制御における出力補正値ｅｆｓｆｂ及びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂは空燃比センサ２３の出力値を補正するように用いられているが、空燃比センサ２３の出力値を補正した結果、燃料噴射量を補正しているととらえることもできる。したがって、出力補正値ｅｆｓｆｂ及びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂは燃料噴射量を補正するのに用いられているということができる。また、これら出力補正値ｅｆｓｆｂ及びサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂは、空燃比センサ２３の出力値ではなく、燃料噴射量を直接補正するように用いられてもよい。

さらに、上記実施形態では、全ての負荷領域及び全ての機械圧縮比領域において一つのサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｆｓｂを用いている。しかしながら、負荷領域及び機械圧縮比領域毎にサブＦ／Ｂ学習値を設定し、或る負荷領域及び或る機械圧縮比領域にあるときにはその負荷領域及び機械圧縮比領域に対応するサブＦ／Ｂ学習値を更新するようにしてもよい。

ところで、上述したように、本実施形態の内燃機関では、相対位置センサ２５によってクランクケース１とシリンダブロック２との相対位置を検出し、この検出値に基づいて現在の機械圧縮比を算出している。しかしながら、この相対位置センサ２５が故障したりその出力に誤差が生じたりすることもあるため、相対位置センサ２５の故障等に対して何らかの補償手段が必要となる。

このような補償手段として、例えば燃焼室５内の圧力を検出する圧力センサ（図示せず）を設け、この圧力センサによってピストン４が圧縮上死点にあるときの燃焼室５内の圧力（圧縮端圧力）を検出し、検出された圧縮端圧力に基づいて機械圧縮比を推定すると共に、推定された機械圧縮比と相対位置センサ２５の出力に基づいて算出された機械圧縮比とを比較して相対位置センサ２５の故障等を検出する方法が考えられる。

しかしながら、圧縮端圧力は、機械圧縮比のみならず吸気弁７の閉弁時期やスロットル弁１７の開度等によっても変化する。このため、ピストン４が圧縮上死点にあるときの燃焼室５内の圧力に基づいて機械圧縮比を推定するには吸気弁７の閉弁時期等の様々なパラメータの計測が必要になると共に、これらパラメータの計測装置のうちの一つでも誤差が生じると推定された機械圧縮比にも誤差が生じてしまう。したがって、場合によっては相対位置センサ２５の故障を誤って判定してしまう可能性がある。

一方、上述したように、機械圧縮比と燃焼室５から排出される排気ガス中に残る未燃ＨＣとには機械圧縮比を増大させると未燃ＨＣが増大するという関係があり、この結果、機械圧縮比とサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂとの間には機械圧縮比を増大させるとサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂが増大するという関係がある。したがって、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂに基づいて機械圧縮比を推定することができる。

図２０は、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂと機械圧縮比の推定値との関係を示す図である。図２０から分かるように、収束後のサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂが大きくなるほど、機械圧縮比の推定値が大きくされる。これにより、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂに基づいて機械圧縮比を比較的正確に推定することができる。

本実施形態では、このようにして推定された機械圧縮比に基づいて、相対位置センサ２５に生じている誤差の補正又は相対位置センサ２５の故障判定が行われる。具体的には、相対位置センサ２５の出力に基づいて算出された機械圧縮比εｍｓとサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂに基づいて図２０に示したような関係を用いて推定された機械圧縮比εｍｇとの差Δεｍが、予め定められた異常判定値Δεｍａ以上である場合には相対位置センサ２５が故障していると判定する。この場合には、フェイルセーフモードとして例えば可変圧縮比機構Ａの構造上限界となる最低機械圧縮比になるまで機械圧縮比が低くなるように駆動モータ５９が駆動される。また、警告灯を点灯させる等によりユーザに相対位置センサ２５の故障が警告される。

一方、機械圧縮比の差Δεｍが異常判定値Δεｍａよりも小さい場合には、例えば、機械圧縮比の差Δεｍに基づいて相対位置センサ２５の出力が補正される。例えば、相対位置センサ２５の出力に基づいて算出された機械圧縮比εｍｓに機械圧縮比の差Δεｍを加えた値（εｍｓ＋Δεｍ）が現在の機械圧縮比として算出される。

図２１は、相対位置センサ２５の出力値の補正制御及び異常判定制御の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔の割込によって行われる。

図２１に示したように、まずステップ１５１では、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂが収束しているか否かが判定される。サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂの収束判定は、例えば、前回の取込後のサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂと今回の取込後のサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂとの差が予め定められた基準値以下であるか否かによって行われる。ステップ１５１においてサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂが収束していないと判定された場合には制御ルーチンが終了せしめられる。一方、サブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂが収束したと判定された場合にはステップ１５２へと進む。ステップ１５２では、収束したサブＦ／Ｂ学習値ｅｆｇｓｆｂに基づいて図２０に示したようなマップを用いて機械圧縮比εｍｇが推定される。次いで、ステップ１５３では、ステップ１５２で推定された機械圧縮比εｍｇと、相対位置センサ２５の出力に基づいて算出された機械圧縮比εｍｓとから、これら機械圧縮比の差Δεｍが算出される。

次いで、ステップ１５４では、ステップ１５３で算出された機械圧縮比の差Δεｍが予め定められた異常判定値Δεｍａ以上であるか否かが判定される。機械圧縮比の差Δεｍが異常判定値Δεｍａ以上であると判定された場合にはステップ１５５へ進み、相対位置センサ２５に異常が発生していると判断される。この場合には、上述したように機械圧縮比が最低機械圧縮比にされると共に警告灯が点灯せしめられる。一方、ステップ１５４において、機械圧縮比の差Δεｍが異常判定値Δεｍａよりも小さいと判定された場合にはステップ１５６へと進む。ステップ１５６では、機械圧縮比の差Δεｍに対応する量だけ相対位置センサの出力が補正される。

１ クランクケース
２ シリンダブロック
３ シリンダヘッド
４ ピストン
５ 燃焼室
７ 吸気弁
１６ アクチュエータ
１７ スロットル弁
２３ 空燃比センサ
２４ 酸素センサ
Ａ 可変圧縮比機構
Ｂ 可変バルブタイミング機構

Claims (2)

1. 機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、機関排気通路内に設けられた排気浄化触媒の排気上流側に配置され且つ排気ガスの空燃比を検出する上流側空燃比センサと、上記排気浄化触媒の排気下流側に配置され且つ排気ガスの空燃比を検出する下流側空燃比センサとを具備し、上記上流側空燃比センサの出力値に基づいて排気空燃比が目標空燃比となるように燃料供給量を制御するメインフィードバック制御と、上記上流側空燃比センサの出力値と実際の排気空燃比とのずれを補償すべく上記下流側空燃比センサの出力値に基づいて排気空燃比が目標空燃比となるように燃料供給量を補正するサブフィードバック制御と、上記サブフィードバック制御における補正量の少なくとも一部を取り込むようにして算出された学習値に基づいて上記燃料供給量を補正する学習制御とを実行する内燃機関の空燃比制御装置において、
   上記機械圧縮比が高いほど、上記サブフィードバック制御における補正量を学習値に取り込む取込速度を速めるようにした、内燃機関の空燃比制御装置。
2. 上記学習値の収束を判定する収束判定手段を更に具備し、該収束判定手段によって学習値が収束したと判定された時の学習値に基づいて機械圧縮比を推定するようにした、請求項１に記載の内燃機関の空燃比制御装置。

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