JP5883140B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の排気浄化システムに関する。

内燃機関の排気浄化システムは、機関の排ガスに含まれるＨＣ（炭化水素）、ＣＯ（一酸化炭素）、及びＮＯｘ（窒素酸化物）を浄化する。排気浄化システムは、排気通路に設けられた様々な種類の触媒における反応を利用して排ガス中の上記三元成分を浄化するものが主流となっている。排ガスを浄化する触媒には、酸化触媒（ＤＯＣ（Diesel Oxidation Catalyst））、三元触媒（ＴＷＣ（Three-Way Catalyst））、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒（ＮＳＣ（NOx Storage Catalyst））、及び選択還元触媒（ＳＣＲ触媒（Selective Catalytic Reduction Catalyst））など、機能が異なる様々な触媒が提案されている。

酸化触媒は、混合気の当量比をリーンとし酸素を多く含んだ排ガス（リーン当量比の排ガス）下でＨＣ及びＣＯの酸化反応を進行させることで、ＨＣ及びＣＯを浄化する酸化機能を有する。またこの酸化触媒は、混合気の当量比をストイキとした排ガス（ストイキ当量比の排ガス）下ではＨＣ及びＣＯの酸化反応とＮＯｘの還元反応とが同時に高効率で進行する三元浄化機能も備える。三元触媒は、上記酸化触媒に酸素吸蔵材（ＯＳＣ材）を付加したものに相当し、上記酸化触媒と比較すれば、三元浄化ウィンドウ、すなわち三元浄化機能を発揮する当量比幅が広くなっている。この効果は、触媒前空燃比の変動に対する触媒内空燃比変動の幅が、ＯＳＣ材の酸素吸蔵効果により減少することによって生じる。

選択還元触媒は、ＮＨ_３やＨＣなど外部から供給されるか又は排ガス中に存在する還元剤の存在下でＮＯｘを還元する。ＮＯｘ吸蔵還元型触媒は、リーン当量比の排ガス下で排ガス中のＮＯｘを吸蔵しておき、ストイキ又はストイキよりリッチの当量比の排ガス下で吸蔵しておいたＮＯｘを還元剤によって還元する。リーン燃焼式のガソリンエンジンやディーゼルエンジンなど、リーン燃焼を基本とした機関の排気浄化システムは、リーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化性能を確保するために、これら選択還元触媒やＮＯｘ吸蔵還元型触媒などＤｅＮＯｘ触媒と呼称される触媒を、上述のような酸化触媒や三元触媒と組み合わせて用いる場合が多い。

特許文献１には、以上のような触媒のうちＮＯｘ吸蔵還元触媒と三元触媒とを組み合わせた排気浄化システムが提案されている。この排気浄化システムは、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒が活性に達する前は、混合気の当量比をストイキにし、主として三元触媒によって排ガスの三元成分を浄化する。また、この排気浄化システムは、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒が活性に達した後は、混合気の当量比をリーンにし、三元触媒ではＨＣ及びＣＯを浄化するとともに、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒によってＮＯｘを浄化する。

特開２００９−２９３５８５号公報

以上のような特許文献１の排気浄化システムによれば、混合気の当量比をリーンに制御するリーン運転時と、混合気の当量比をストイキに制御するストイキ運転時との両方で排ガス中の三元成分を浄化することができる。しかしながら、このように間欠的に三元浄化機能を利用したシステムでは、以下で説明するように、特にストイキ運転時に精度良く当量比制御を行うことが重要となっている。しかしながらこの点は、特許文献１において十分に検討されていない。

先ず、混合気の当量比を精度良くストイキに制御できないとすると、三元浄化機能を発揮させる触媒には、十分な量のＯＳＣ材を含有し十分な幅の浄化ウィンドウを備えた三元触媒を使用せねばならない。また、このようにＯＳＣ材の含有量が増えてしまうと、その分だけコストが増加するだけでなく、リーン当量比の排ガス下でのＨＣやＣＯの酸化性能が低下してしまうという弊害も生じる。さらに、ＯＳＣ材の含有量を増やすと、リーン運転中にＯＳＣ材に吸蔵される酸素も多量になってしまうため、触媒前空燃比をリーンからストイキへ変化させたときにＯＳＣ材が酸素を放出しきるまでにかかる時間、すなわち触媒上の空燃比雰囲気がリーンからストイキに切り替わるまでにかかる時間が長くなり、ひいてはＮＯｘ浄化率が高まるまでに必要な時間も長くなるという弊害も生じる。なお、ＯＳＣ材の酸素放出時間を短くするために空燃比をリッチ化することも考えられるが、この場合触媒下流へのＨＣやＣＯの排出量が増加してしまう。

また、一般的なＮＯｘ吸蔵還元型触媒や選択還元触媒などのＤｅＮＯｘ触媒は、排ガスボリュームが増加しかつ排ガス温度が高くなるような高負荷運転時にはＮＯｘ浄化性能が低下する。このため、高負荷運転時にもストイキ運転を行い、ストイキ当量比の排ガス下での三元触媒の三元浄化機能を利用し、ＤｅＮＯｘ触媒の浄化性能の低下を補うことが考えられる。しかしながら、このような高負荷運転時は、三元触媒の浄化ウィンドウも狭くなってしまうため、十分な三元浄化機能を発揮させるためには、やはり高精度な当量比制御が必要となる。

本発明は、以上のような点を考慮してなされたものであり、高精度な当量比制御が可能な内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

（１）本発明の内燃機関（例えば、後述のエンジン１）の制御装置（例えば、後述のＥＣＵ３，３Ａ）は、内燃機関の排ガスの当量比を検出する排ガスセンサ（例えば、後述のＬＡＦセンサ２１）の出力に基づいて、前記機関の混合気の当量比を制御するものであって、前記機関の燃料噴射量に関するパラメータから前記排ガスセンサの出力に関するパラメータまでの系を、第１モデルパラメータ（A,B）及び第２モデルパラメータ（C）を含むモデル式によって第１モデル（例えば、後述の噴射量−センサ出力モデル）としてモデル化するとともに、前記第１モデルパラメータ（A,B）の値を逐次同定する第１同定部（例えば、後述のフィードバック用同定器３５）と、前記第１モデルのモデル式を利用して算出されるパラメータの値から前記排ガスセンサの出力までの系を、前記第２モデルパラメータ（C）を含むモデル式によって第２モデル（例えば、後述のポート当量比−センサ出力モデル）としてモデル化するとともに、前記排ガスセンサの出力（φlaf）に基づいて前記第２モデルパラメータ（C）の値を逐次同定する第２同定部（例えば、後述のＬＡＦ遅れ補償用同定器３５）と、前記第１モデルパラメータ（A,B）に基づいて前記機関の混合気の当量比を制御するためのパラメータ（Gfuel）の値を決定するコントローラ（例えば、後述のストイキ運転モードコントローラ３７）と、を備える。ここで、燃料噴射量及びＬＡＦセンサの出力に関するパラメータとは、燃料噴射量やＬＡＦセンサの出力そのものの他、燃料噴射量やＬＡＦセンサの出力から所定の演算式を経て得られる物理量を含むものとする。

（２）この場合、前記第２同定部は、少なくとも前記排ガスセンサの出力（φlaf）が変化している間に前記第２モデルパラメータ（C）の値を更新することが好ましい。

（３）この場合、前記第１同定部は、前記機関が特定の第１運転条件下にある間に前記第１モデルパラメータ（A,B）の値を更新し、前記第２同定部は、前記機関が前記第１運転条件よりも広い第２運転条件下にある間に前記第２モデルパラメータ（C）の値を更新することが好ましい。

（４）この場合、前記第２モデルパラメータ（C）は、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、前記制御装置は、前記第２同定部によって同定された前記第２モデルパラメータ（C）の値と所定の異常判定閾値（C_aged）との比較によって、前記排ガスセンサの異常を判定する異常判定部（例えば、後述のＳ４０の実行に係る手段）をさらに備えることが好ましい。

（５）この場合、前記第２モデルパラメータは、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、前記第１同定部は、前記燃料噴射量を入力として、前記第１モデルパラメータ及び第２モデルパラメータを含む第１モデルのモデル式によって前記排ガスセンサの出力の推定値を算出するセンサ出力推定演算部と、当該推定値と前記排ガスセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する同定演算部と、を備えることが好ましい。

（６）この場合、前記第２モデルパラメータは、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、前記第１同定部は、前記燃料噴射量に前記第２モデルパラメータによって特徴付けられる遅れ演算を行う遅れ演算部と、前記遅れ演算部の出力に前記第１モデルパラメータによって特徴付けられる所定の演算を行うことによって前記排ガスセンサの出力の推定値を算出するセンサ出力推定演算部と、当該推定値と前記排ガスセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する同定演算部と、を備えることが好ましい。

（１）燃料噴射量から排ガスセンサの出力までの系は、第１モデルとしてモデル化される。また、この第１モデルから得られるパラメータの値から排ガスセンサの出力までの系、すなわち上記第１モデルに包含される系は、第２のモデルとしてモデル化される。第１同定部は、第１モデルに含まれる第１、第２モデルパラメータのうち、第１モデルパラメータの値を同定する。第２同定部は、上記第１モデルに含まれる第２モデルパラメータの値を排ガスセンサの出力に基づいて同定する。そして、コントローラは、第１モデルパラメータを利用して機関の混合気の当量比を制御するためのパラメータの値を決定する。このように、本発明では、モデルを利用して混合気の当量比を制御することにより、排ガスセンサの出力にオーバシュートや振動的挙動を生じさせることなく高い精度で当量比を制御できる。また、現実の系と第１モデルとの間には、現実の系を構成する各種装置の個体ばらつきや経年変化の影響によって誤差（モデル化誤差）がある。本発明では、このモデル化誤差は、第１、第２同定部によって、第１、第２モデルパラメータの値に反映させることができる。したがって、本発明によれば、各種装置の個体ばらつき等による影響を最小にしながら、高い精度で当量比を制御できる。

ここで、１つのモデル（第１モデル）に含まれる２種類のモデルパラメータ（第１、第２モデルパラメータ）の値を、２つの同定部（第１、第２同定部）で同定することの利点を説明する。上記モデル化誤差は、各種装置の個体ばらつき等に起因した定常的な誤差の他、例えば排ガスセンサの出力の過渡的な特性において生じ得る動的な誤差と、に分けられる。これら２種類の誤差は、発生するタイミングが異なる。したがって、１つの同定部のみ用いて上記２種類のモデルパラメータの値を同時に同定すると、２種類の誤差を切り分けることができないため、結果としてモデルパラメータの同定精度が低下する。本発明では、２つの同定部を備えることにより、例えば第１同定部では定常的な誤差を補償するように第１モデルパラメータの値を同定し、第２同定部では動的な誤差を補償するように第２モデルパラメータの値を同定することができる。すなわち、誤差の特性ごとに同定部を振り分け、各々で適切なタイミングでモデルパラメータの値を精度良く同定することができる。したがって、本発明によれば、高い精度で当量比を制御できる。

（２）本発明では、第２同定部により排ガスセンサの出力が変化している間に第２モデルパラメータの値を更新することにより、第２モデルパラメータの同定精度を向上できる。これにより、第１同定部による第１モデルパラメータの同定精度も向上できる。したがって、より高い精度で当量比を制御できる。

（３）上述のように、第１同定部は、第１モデルに含まれる第１、第２モデルパラメータのうち第１モデルパラメータの値を同定し、第２同定部は、第２モデルパラメータの値を同定する。すなわち、第１同定部により同定される第１モデルパラメータの値が、正確なものであるためには、第２同定部により第２モデルパラメータの値が正確に同定されている必要がある。したがって、第２同定部では、第１同定部よりも広い運転条件下で第２モデルパラメータの値を更新することにより、結果として第１同定部による第１モデルパラメータの同定精度も向上できる。

（４）上述のように本発明では、２つの同定部を用いて２種類のモデルパラメータを同定するので、これらモデルパラメータを精度良く同定できる。したがって、このように精度良く同定された第２モデルパラメータを利用して排ガスセンサの異常を判定することにより、精度良く排ガスセンサの劣化を検知できる。

（５）本発明によれば、第１同定部では、第２同定部によって同定される第２モデルパラメータと第１モデルパラメータとを利用したモデル式を利用して、燃料噴射量から排ガスセンサの出力の推定値を算出すると同時に、この推定値と実際のセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する。すなわち、第１同定部では、センサ出力推定演算部と同定演算部の演算を反復して行うことにより、精度良く第１モデルパラメータの値を同定することができる。

（６）本発明によれば、第１同定部では、燃料噴射量から排ガスセンサの出力の推定値を算出するに当り、先ずは燃料噴射量を入力として第２モデルパラメータによって特徴付けられる遅れ演算を行った後、この遅れ演算によって得られた値に第１モデルパラメータによって特徴付けられる所定の演算を行うことによって排ガスセンサの出力の推定値を算出する。そして、この推定値と実際のセンサ出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する。すなわち本発明によれば、センサ出力推定演算部及び同定演算部からなる第１モデルパラメータの演算ループから、第２モデルパラメータを含む遅れ演算を外すことができる。このため、上記（５）の発明と比較すれば、同定演算部における同定速度を向上できるため、センサ出力推定演算部と同定演算部の演算を短時間で反復して行うことができ、ひいては短時間で第１モデルパラメータの値を正確に同定できる。

本発明の一実施形態に係るエンジン及びその排気浄化システムの構成を示す模式図である。 リーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化を担う床下触媒のＮＯｘ浄化性能の温度特性を示す図である。 本発明の当量比制御の概念を説明するための第１の図である。 本発明の当量比制御の概念を説明するための第２の図である。 本発明の当量比制御の概念を説明するための第３の図である。 当量比制御の手順を示すメインフローチャートの一部を示す図である。 モード判定制御の手順を示すフローチャートである。 ＥＧＲ制御の手順を示すフローチャートである。 燃料噴射制御の実行に係るブロック図である。 リーン運転モード及びストイキ運転モードにおける噴射パターンの一例を示す図である。 適応ストイキコントローラによって実現される当量比制御の概念を説明するための図である。 適応ストイキコントローラのシミュレーション結果を示す図である。 従来装置のシミュレーション結果を示す図である。 ＬＡＦセンサの応答遅れ特性の推定誤差が制御結果へ及ぼす影響を示す図である。 基準遅れ係数を決定するマップの一例を示す図である。 重み関数の設定例を示す図である。 ＬＡＦ遅れ補償用同定器のシミュレーション結果を示す図である。 燃料噴射制御の手順を示すフローチャートである。 燃料噴射制御によって発生し得るトルク段差を説明する図である。 噴射パターン制御の手順を示すフローチャートである。 リーン運転モードにおける噴射パターンの一例を示す図である。 メイン噴射タイミングを決定するマップの一例を示す図である。 ストイキ運転モードにおける噴射パターンの一例を示す図である。 トルク変換効率を算出するマップの一例を示す図である。 メイン噴射タイミングの修正値を算出するマップの一例を示す図である。 噴射パターン制御を実行することによって実現されるトルク補償制御の概念を説明する図である。 上記実施形態に係るフィードバック用同定器における演算の手順を示すブロック図である。 上記フィードバック用同定器の変形例における演算の手順を示すブロック図である。 図２８を等価変換して得られるブロック図である。 床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒とした場合における排気浄化システムの構成を示す図である。 ＬＡＦセンサの上流側に酸化触媒（又は三元触媒）を設けた例を示す図である。

以下、本発明の一実施形態を、図面を参照して説明する。
図１は、本実施形態に係る内燃機関（以下「エンジン」という）１と、その制御装置を備えた排気浄化システム２の構成を示す模式図である。エンジン１は、混合気の当量比をストイキよりもリーンとする所謂リーン燃焼を基本としたもの、より具体的にはディーゼルエンジンやリーンバーンガソリンエンジンなどである。本実施形態では、エンジン１はディーゼルエンジンとして説明する。

排気浄化システム２は、エンジン１の排気通路１１に設けられた触媒浄化装置４と、排気通路１１を流通する排気の一部を吸気通路１２内に還流するＥＧＲ装置５と、エンジン１、触媒浄化装置４及びＥＧＲ装置５を制御する制御装置としての電子制御ユニット（以下、「ＥＣＵ」という）３と、を含んで構成される。

エンジン１には、各シリンダに燃料を噴射する燃料噴射弁が設けられている（図示せず）。この燃料噴射弁を駆動するアクチュエータは、ＥＣＵ３に電磁的に接続されている。ＥＣＵ３は、後に詳述する手順により燃料噴射弁からの燃料噴射量及び噴射タイミングなどを決定するとともに、決定した燃料噴射態様が実現されるように燃料噴射弁を制御する。

触媒浄化装置４は、排気通路１１のうち、上流側に設けられた第１触媒コンバータ４１と、この第１触媒コンバータ４１より下流側に設けられた第２触媒コンバータ４２と、第２触媒コンバータ４２に還元剤を供給する還元剤供給装置４３と、を備える。第１触媒コンバータ４１は、排気通路１１のうちエンジン１の直下に設けられている。従って以下では、第１触媒コンバータを直下触媒コンバータという。また、第２触媒コンバータ４２は、エンジン１から離れた位置、より具体的には、排気浄化システム２を図示しない車両に搭載した状態で床下に設けられる。従って以下では、第２触媒コンバータを床下触媒コンバータという。直下触媒コンバータ４１及び床下触媒コンバータ４２には、それぞれ排ガスに含まれるＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘなどの成分を浄化する反応を促進するための触媒が設けられている。

直下触媒コンバータ４１が備える直下触媒には、少なくとも三元浄化機能を有する触媒が用いられる。三元浄化機能とは、ストイキ当量比の排ガスの下で、三元浄化反応、すなわちＨＣ及びＣＯの酸化とＮＯｘの還元とが同時に行われる反応が進行する機能を言う。このような三元浄化機能を備える触媒としては、酸化触媒、三元触媒、及びＮＯｘ吸蔵還元型触媒が挙げられる。直下触媒には、これら３つの触媒の何れかが好ましく用いられる。

酸化触媒（ＤＯＣ）は、ストイキ当量比の排ガス下では上記三元浄化反応によってＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化し、リーン当量比の排ガス下ではＨＣ及びＣＯを酸化することによって浄化する。
三元触媒（ＴＷＣ）は、この酸化触媒に酸素吸蔵材を付加したものに相当する。三元触媒と酸化触媒は基本的な浄化機能は同じである。ただし三元触媒は、酸化触媒と比較すると三元浄化ウィンドウが広くなっている点で優れている。
ＮＯｘ吸蔵還元型触媒（ＮＳＣ）は、ストイキ当量比の排ガスの下では上記酸化触媒と同様に三元浄化反応によってＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化し、リーン当量比の排ガス下ではＮＯｘを吸蔵することによって浄化する。なお、吸蔵したＮＯｘは、排ガスの当量比をストイキ又はストイキよりもリッチ側にすることによって放出され、排ガス中に含まれるＨＣを還元剤として還元される。

床下触媒コンバータ４２が備える床下触媒には、酸素が多く含まれるリーン当量比の排ガスの下でＮＯｘ浄化反応が進行する触媒が用いられる。このようなＮＯｘ浄化機能を備える触媒としては、上述のＮＯｘ吸蔵還元型触媒の他、選択還元触媒が挙げられる。
選択還元触媒（ＳＣＲ）は、ＮＨ_３やＨＣなど外部から供給されるか又は排ガス中に存在するＨＣの存在下でＮＯｘを還元する。なお、本実施形態は、床下触媒は選択還元触媒とした例について説明する。床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒とした場合の変更点については、後に説明する。

還元剤供給装置４３は、尿素水タンク４３１と、尿素水インジェクタ４３２とを備える。尿素水タンク４３１は、床下触媒コンバータ４２における還元剤（ＮＨ_３）の前駆体である尿素水を貯蔵する。尿素水タンク４３１は、尿素水供給路４３３及び図示しない尿素水ポンプを介して尿素水インジェクタ４３２に接続されている。尿素水インジェクタ４３２は、図示しないアクチュエータで駆動されると開閉し、尿素水タンク４３１から供給される尿素水を排気通路１１内の床下触媒コンバータ４２の上流側に噴射する。インジェクタ４３２から噴射された尿素水は、排ガス中又は床下触媒コンバータ４２においてＮＨ_３に加水分解され、ＮＯｘの還元に消費される。尿素水インジェクタ４３２のアクチュエータは、ＥＣＵ３に電磁的に接続されている。ＥＣＵ３は、後述のＮＯｘセンサ２２の出力に応じて必要な尿素水噴射量を算出するとともに、この噴射量に応じた量の尿素水が噴射されるように尿素水インジェクタ４３２を制御する。なお、ＥＣＵ３による尿素水噴射制御の詳細な説明は省略する。

ＥＧＲ装置５は、ＥＧＲ通路５１と、ＥＧＲ制御弁５２と、図示しないＥＧＲクーラ等を含んで構成される。ＥＧＲ通路５１は、排気通路１１のうち直下触媒コンバータ４１より上流側と吸気通路１２とを接続する。ＥＧＲ制御弁５２は、ＥＧＲ通路５１に設けられ、このＥＧＲ通路５１を介してエンジン１のシリンダ内に還流される排ガス（以下、「ＥＧＲガス」という）の量を制御する。このＥＧＲ制御弁５２を駆動するアクチュエータは、ＥＣＵ３に電磁的に接続されている。ＥＣＵ３は、ＥＧＲガス量（又はＥＧＲ率）の推定値を算出するとともに、後に詳述する手順によりＥＧＲガス量（又は、ＥＧＲ率）の目標値を定め、この推定値が目標値になるようにＥＧＲ制御弁を制御する。

ＥＣＵ３には、排気浄化システム２及びエンジン１の状態を検出するためのセンサとして、ＬＡＦセンサ２１、ＮＯｘセンサ２２、触媒温度センサ２３、クランク角度位置センサ１４、アクセル開度センサ１５、エアフローセンサ１６などが接続されている。

ＬＡＦセンサ２１は、エンジン１の排気ポートより下流かつ直下触媒コンバータ４１より上流の排ガスの当量比を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。ＮＯｘセンサ２２は、床下触媒コンバータ４２より下流側の排ガス中のＮＯｘ濃度を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。触媒温度センサ２３は、床下触媒コンバータ４２の温度を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。クランク角度位置センサ１４は、エンジン１のクランク軸の回転角度を検出するとともに、所定クランク角ごとのパルス信号をＥＣＵ３に供給する。ＥＣＵ３では、このパルス信号に基づいてエンジン１の回転数NEが算出される。アクセル開度センサ１５は、図示しないアクセルペダルの踏み込み量を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。ＥＣＵ３では、クランク角度位置センサ１４やアクセル開度センサ１５に基づいて、ドライバ要求駆動力Tdrvを算出する。エアフローセンサ１６は、吸気通路１２を流通する新気の流量、すなわちエンジン１のシリンダ内に供給される新気量を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。

また、ＥＣＵ３には、ドライバにＬＡＦセンサ２１の異常を報知するため、センサ異常警告灯１７が接続されている。このセンサ異常警告灯１７は、例えば、車両のメータパネルに設けられ、ＬＡＦセンサ２１が異常であると判定されたことに応じて点灯する（後述の図１８のＳ４１参照）。

ＥＣＵ３は、各種センサからの入力信号波形を整形し、電圧レベルを所定のレベルに修正し、アナログ信号値をデジタル信号値に変換する等の機能を有する入力回路と、中央演算処理ユニット（以下「ＣＰＵ」という）とを備える。この他、ＥＣＵ３は、後述の当量比制御を実行するためにＣＰＵで実行される各種演算プログラム及び演算結果等を記憶する記憶回路と、エンジン１の燃料噴射弁、尿素水インジェクタ４３２、及びＥＧＲ制御弁５２等に制御信号を出力する出力回路と、を備える。

次に、図２〜図５を参照して、上述のような三元浄化機能及びＮＯｘ浄化機能を有効に発揮させるための本発明の当量比制御の概念について説明する。この当量比制御の具体的な手順については、図６〜図２６を参照して詳細に説明する。

図２は、リーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化を担う床下触媒のＮＯｘ浄化性能の温度特性を示す図である。横軸は触媒温度［℃］であり、縦軸はリーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化率［％］である。また、実線は床下触媒を選択還元触媒（ＳＣＲ触媒）とした場合を示し、破線は床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒（ＮＳＣ）とした場合を示す。この図に示すように、これら床下触媒は、排ガスの当量比がリーンであり、かつ、触媒温度が適切な温度範囲にある場合には、高いＮＯｘ浄化性能を発揮する。なお、横軸を排ガスボリューム（単位時間当りの排ガス量）としても図２と同様に上に凸の特性を示す。

このため、排ガス温度が高くなりかつ排ガスボリュームが増加する高負荷運転時には、触媒温度や排ガスボリュームが適切な範囲を超えて大きくなってしまい、ＮＯｘ浄化率が低下する。このような高負荷運転時におけるＮＯｘ浄化率の低下は、床下触媒装置の容積を大きくしたり、触媒への貴金属担持量やゼオライトなどの還元反応材の担持量を増加したりすることである程度は補えるものの、その分だけコストが増加したり装置の搭載性が悪化する。本発明の当量比制御は、このような高負荷運転時には混合気の当量比をリーンからストイキにすることにより、直下触媒において三元浄化反応を進行させることにより、床下触媒のＮＯｘ浄化性能の低下を補う。次に、図３〜図５を参照して、この当量比制御の概念について説明する。

図３は、本発明の当量比制御の概念を説明するための第１の図である。図３には、上段から順に、シリンダに導入されるガスの内訳、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率［％］、燃料噴射量、ＬＡＦセンサ出力、及びＮＯｘ浄化率［％］を示す。なお、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲとは、ＥＧＲ通路を介してシリンダ内に還流されるＥＧＲガスのうち酸素を除いた不活性成分を言う。

シリンダに導入されるガスは、ＥＧＲガス中の酸素を含めた新気成分と、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ成分と、に分けられる。図３の最上段において、２つの破線はそれぞれシリンダ内ガス量の目標値（目標シリンダ内ガス量）及びＩｎｅｒｔ−ＥＧＲ量の目標値（目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量）を示す。目標シリンダ内ガス量から目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量を差し引いた値は、新気量の目標値（目標新気量）に相当する。また、図３の最上段において、２つの実線はそれぞれシリンダ内ガス量の実際の値（実シリンダ内ガス量）及びＩｎｅｒｔ−ＥＧＲ量の実際の値（実Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量）を示す。実シリンダ内ガス量から実Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量を差し引いた値は、新気量の実際の値（実新気量）に相当する。また、これら実シリンダ内ガス量及び実Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量は、それぞれの目標値に追従するように制御される。

図３中最上段に示すように、目標シリンダ内ガス量は、ドライバの要求駆動力に応じて大きくなるように決定される。目標シリンダ内ガス量が大きくなると、排ガスの温度が高くなりかつ排ガスボリュームも大きくなるため、図２を参照して説明したように、床下触媒のＮＯｘ浄化性能が低下する。そこで、本発明の当量比制御では、目標シリンダ内ガス量に対し所定の閾値Gcyl_stを設定することにより、エンジンの運転モードをリーン運転モードとストイキ運転モードとで切り換える。

リーン運転モードでは、ＥＣＵは、混合気の当量比がストイキよりもリーン側になるように、燃料噴射量及びＩｎｅｒｔ−ＥＧＲ率等を、予め定められたアルゴリズムで定め、床下触媒によるＮＯｘ浄化機能を積極的に利用し、ＮＯｘ浄化率を高く維持する。

ストイキ運転モードでは、ＥＣＵは、混合気の当量比がストイキになるように、燃料噴射量及びＩｎｅｒｔ−ＥＧＲ率等を制御し、直下触媒による三元浄化機能を積極的に利用し、床下触媒によるＮＯｘ浄化性能の低下を補う。この際ＥＣＵは、混合気の当量比をストイキに制御するため、リーン運転モード時と同じアルゴリズムで定められた場合と比較して、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率（又はＩｎｅｒｔ−ＥＧＲ量）を増加し、かつ、燃料噴射量を増量する。ここで、燃料噴射量は、エンジンの燃焼効率を意図的に低下させることによって増量することが好ましい。なお、エンジンの燃焼効率は、後に詳述するように、燃料噴射タイミングをリーン運転モード時と比較して遅角化したり、燃料噴射を分割したりすることによって低下させることができる。またエンジンがガソリンエンジンである場合には、点火時期を遅角化することによって、エンジンの燃焼効率を低下させることができる。

図４は、本発明の当量比制御の概念を説明するための第２の図である。
図３を参照して説明したように、ストイキ運転モードでは、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率の増加と燃料噴射量の増量とを組み合わせることによって排ガスの当量比をストイキに制御する。ここで、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率は、例えばＥＧＲ制御弁の開度を調整することによって増加させることができる。しかしながら、このＥＧＲ制御弁の流量特性は、個体ばらつきや経年変化によって変化する。このため、図４に示すように、実Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率と目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率との間に定常偏差が生じてしまい、結果としてＬＡＦセンサの出力（実当量比）と目標当量比（ストイキ）との間に、定常偏差が生じてしまう場合がある。ＬＡＦセンサの出力がストイキから外れてしまうと、直下触媒では三元浄化反応が進行しなくなってしまうため、ＮＯｘ浄化率は目標としていたものよりも大きく低下してしまう。
図４には、ＥＧＲ制御弁に個体ばらつきや経年変化が生じた場合を例示したが、この他、燃料を噴射するインジェクタの流量特性に個体ばらつきや経年変化が生じた場合も同様にＬＡＦセンサ出力に定常偏差が生じてしまう場合がある。

図５は、本発明の当量比制御の概念を説明するための第３の図である。
図４を参照して説明したような、ストイキ運転モード時のＬＡＦセンサ出力の定常偏差を解消するためには、ＬＡＦセンサ出力を利用したフィードバック制御を行う必要がある。図５には、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換わった時点から（F_StoicMode：０→１）、所定時間が経過した時点（F_StoicFB：０→１）でＬＡＦセンサ出力を利用したストイキフィードバック制御を開始し、ＬＡＦセンサの出力がストイキになるように燃料噴射量を修正した場合を示す。図５に示すように、ストイキ運転モードでは、このようなストイキフィードバック制御を行うことにより、ＥＧＲ制御弁やインジェクタに個体ばらつきなどがある場合にも混合気の当量比を精度良く制御し、ＮＯｘ浄化率を高くすることができる。

図５に例示するように、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換わった直後、ＬＡＦセンサの出力はストイキよりも十分に小さい。また、この状態から混合気の当量比をストイキに制御するためには、燃料噴射量は増量する必要がある。このため、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換わった直後に上述のストイキフィードバック制御を開始すると、燃料噴射量が急激に増加してしまい、エンジントルクに意図しない変化が生じてしまうおそれがある。このため、ストイキフィードバック制御は、ストイキ運転モードの開始後、ＬＡＦセンサの出力がストイキよりもやや小さな値に設定されたフィードバック開始当量比を上回ったことに応じて開始する。このように、ＬＡＦセンサの出力がある程度までストイキに近づいてからストイキフィードバック運転モードを開始することにより、燃料噴射量が急激に増加しないようにし、意図しないトルク変化を抑制する。

なお、図３〜図５では、リーン運転モード中にストイキ運転モードに切り換える場合について説明したが、図２を参照して説明したように、床下触媒は最適な温度範囲から外れて低くなった場合もＮＯｘ浄化性能が低下する。このため、本発明の当量比制御では、エンジン始動直後から床下触媒が活性温度に達するまでの間もエンジンの運転モードをストイキ運転モードにし、直下触媒の三元浄化機能を利用する。直下触媒は、床下触媒よりもエンジンに近い位置に設けられているため、床下触媒よりも速やかに活性に達する。したがって、始動直後のエンジンの運転モードをストイキ運転モードとすることにより、始動直後からＮＯｘ浄化率を高くすることができる。

図６は、当量比制御の手順を示すメインフローチャートの一部を示す図である。この当量比制御は、所定の制御周期（例えば、ＴＤＣ周期）ごとにＥＣＵにおいて実行される。図６に示すように、ＥＣＵにおいて実行される当量比制御には、モード判定制御（Ｓ１）と、ＥＧＲ制御（Ｓ２）と、燃料噴射制御（Ｓ３）と、噴射パターン制御（Ｓ５）と、を含む。

Ｓ１のモード判定制御では、エンジンや排気浄化システムの状態に応じて、現在の適切な運転モードを判定する。このモード判定制御の具体的な手順については、後に図７を参照して説明する。

Ｓ２のＥＧＲ制御では、選択された運転モード等に応じて、目標ＥＧＲ量及び目標ＥＧＲ率を決定する。このＥＧＲ制御の具体的な手順については、後に図８を参照して説明する。

Ｓ３の燃料噴射制御では、選択された運転モードや目標ＥＧＲ量等に応じて、燃料噴射量を決定する。この燃料噴射制御の具体的な手順については、後に図９から図１８を参照して説明する。

Ｓ５の噴射パターン制御では、Ｓ３で定められた燃料噴射量を、Ｓ１で判定された運転モード等に応じて分割する。この噴射パターン制御の具体的な手順については、後に図１９から図２６を参照して説明する。

＜モード判定制御＞
図７は、モード判定制御の手順を示すフローチャートである。このモード判定制御では、ＥＣＵは、ストイキ浄化モードフラグF_StoicMode及びストイキフィードバックフラグF_StoicFBの値を設定する。ストイキ浄化モードフラグF_StoicModeは、現在の運転モードがストイキ運転モードであることを示すフラグである。ストイキフィードバックフラグF_StoicFBは、ストイキフィードバック制御の実行に適した状態であることを示すフラグである。

Ｓ１１では、ＥＣＵは、直下触媒が活性に達したか否かを判別する。Ｓ１１の判別がＹＥＳの場合には、Ｓ１２に移る。
Ｓ１２では、ＥＣＵは、床下触媒が活性に達したか否か、すなわち床下触媒温度Tdenox(k)が活性を判定するために設定された閾値Tdenox_act以上であるか否かを判別する。なお、この床下触媒温度Tdenox(k)は、触媒温度センサの出力に基づいて算出される。この判別がＹＥＳの場合にはＳ１３に移り、ＮＯの場合にはＳ１４に移る。
Ｓ１３では、ＥＣＵは、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)が所定の床下触媒活性後のストイキ運転閾値Gcyl_st_dnx以上であるか否かを判別する。
Ｓ１４では、ＥＣＵは、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)が所定の床下触媒活性前のストイキ運転閾値Gcyl_st_aes以上であるか否かを判別する。

ここで、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)は、図示しない処理によりドライバの要求駆動力に応じて所定のマップを検索することで、所定の制御周期ごとに定められる。また、床下触媒活性後のストイキ運転閾値Gcyl_st_dnxは、床下触媒活性前のストイキ運転閾値Gcyl_st_aes以上に設定される（Gcyl_st_dnx≧Gcyl_st_aes）。
なお、Ｓ１３及びＳ１４では、シリンダ内ガス量を引数として判別したが、エンジントルク、エンジン出力、排ガスボリュームなどの物理量を引数としても実質的に同等の判別を行うことができる。

上記Ｓ１１〜Ｓ１４の判定において、直下触媒が活性に達する前（Ｓ１１の判別がＮＯの場合）、床下触媒が活性に達する前かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_aesより小さい場合（Ｓ１４の判別がＮＯの場合）、床下触媒が活性に達した後かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_dnxより小さい場合（Ｓ１３の判別がＮＯの場合）、Ｓ１５に移る。Ｓ１５では、ＥＣＵは、現在の適切な運転モードはリーン運転モードであると判定し、ストイキ浄化モードフラグF_StoicModeを０に設定し、図７の処理を終了する（下記式（１）参照）。

上記Ｓ１１〜Ｓ１４の判定において、床下触媒が活性に達する前かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_aes以上である場合（Ｓ１４の判別がＹＥＳの場合）、床下触媒が活性に達した後かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_dnx以上である場合（Ｓ１３の判別がＮＯの場合）、Ｓ１６に移る。Ｓ１６では、ＥＣＵは、現在の適切な運転モードはストイキ運転モードであると判定し、ストイキ浄化モードフラグF_StoicModeを１に設定し、Ｓ１７に移る（上記式（１）参照）。

Ｓ１７では、ＥＣＵは、下記式（２）に従ってストイキフィードバックフラグF_StoicFBを設定し、図７の処理を終了する。より具体的には、ＥＣＵは、前回制御時から今回制御時にかけてＬＡＦセンサ出力φlafが、１（ストイキ当量比）よりもやや小さな値に設定されたフィードバック開始閾値φfbを超えた場合に、フラグF_StoicFBを０から１に切り換え、前回制御時から今回制御時にかけてストイキ浄化フラグF_StoicModeが１から０に切り換わった場合に、フラグF_StoicFBを１から０にリセットする。その他の場合、フラグF_StoicFBは、前回の状態が維持される。以上のようにしてストイキフィードバックフラグF_StoicFBの値を更新することにより、後述の適応ストイキコントローラによるストイキフィードバック制御は、エンジンの運転モードがリーン運転モードからストイキ運転モードに切り換った後、ＬＡＦセンサ出力φlafが、フィードバック開始閾値φfbを上回るのを待ってから開始させることができる。

＜ＥＧＲ制御＞
図８は、ＥＧＲ制御の手順を示すフローチャートである。このＥＧＲ制御では、ＥＣＵは、ＥＧＲガス量の目標値（目標ＥＧＲ量）Gegr_trgt及びＥＧＲ率の目標値（目標ＥＧＲ率）Regr_trgtを決定する。

Ｓ２１では、現在の運転モードがストイキ運転モードであるか否か、すなわちストイキ浄化フラグF_StoicModeが１であるか否かを判別する。Ｓ２１の判別がＮＯの場合、すなわちリーン運転モード中である場合には、Ｓ２２に移り、ＥＣＵは、混合気の当量比がリーンである状態が維持されるように、かつ、ドライバの要求駆動力が実現されるように目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtを決定する。これら目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtは、所定のリーン運転モード時用のマップを検索することによって決定される。

Ｓ２１の判別がＹＥＳの場合、すなわちストイキ運転モード中である場合には、Ｓ２３に移り、ＥＣＵは、後に図９以降を参照して説明するように、ドライバの要求駆動力が実現するように決定される燃料噴射量Gfuelに対し、混合気の当量比がストイキになるように目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtを決定する。より具体的には、ＥＣＵは、下記式（３−１）〜（３−４）に従って、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtを決定する。

上記式（３−１）において、Gfsh_trgt(k)は、目標シリンダ内新気量である。Gfuel(k)は、後述の燃料噴射制御において決定される燃料噴射量である。定数αstは、ストイキ空燃比（例えば、14.6）である。すなわち、目標シリンダ内新気量Gfsh_trgtは、ドライバ要求駆動力が実現するような量の燃料をストイキ燃焼させるために必要な量に設定される。

上記式（３−２）において、Giegr_trgt(k)は、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量である。Gcyl_trgt(k)は、目標シリンダ内ガス量である。すなわち、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)から目標シリンダ内新気量Gfsh_trgt(k)を減算した値が、目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Giegr_trgt(k)となる。

また、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt(k)は、以上のように定められた目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Giegr_trgt(k)が実現するように、上記式（３−３）に従って決定される。より具体的には、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt(k)は、ＥＧＲガスがＥＧＲ通路を介してシリンダ内に還流されるまでにかかる時間d（ＥＧＲ還流時間）を考慮し、ＥＧＲ還流時間d前のＬＡＦセンサ出力φlaf(k-d)に現在の目標Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ量Giegr_trgt(k)を乗じた値に決定される。また、目標ＥＧＲ率Regr_trgt(k)は、上記式（３−４）に示すように、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt(k)を目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)で割ることにより算出される。

＜燃料噴射制御＞
図９は、エンジンの燃料噴射量Gfuelを決定する燃料噴射制御の実行に係るブロック図である。この燃料噴射制御は、燃料噴射量算出部３１、リーン運転モードコントローラ３２、適応フィードバックコントローラ３４、及びＬＡＦ遅れ補償用同定器３５などの機能ブロックを組み合わせて実現される。

燃料噴射量算出部３１は、リーン運転モードコントローラ３２により算出された燃料噴射量Gfuel_lnと、適応フィードバックコントローラ３３により算出された燃料噴射量（Gfuel_st又はGfuel_st_ff）と、の何れかを、現在のエンジンの運転モードに応じて選択する。より具体的には、燃料噴射量算出部３１は、上記式（１）及び（２）に従って更新されるフラグF_StoicMode及びF_StoicFBの値に応じて、下記式（４）に示すように、３つの燃料噴射量Gfuel_ln、Gfuel_st_ff、Gfuel_stのうちの何れかを、最終的な燃料噴射量Gfuelとして決定する。

上記式（４）において、噴射量Gfuel_ln(k)は、リーン運転モード時用の燃料噴射量である。噴射量Gfuel_st_ff(k)は、ストイキ運転モード中であって、ストイキフィードバック制御を開始する前の噴射量である。噴射量Gfuel_st(k)は、ストイキフィードバック制御時用の噴射量である。

先ず、リーン運転モード時の噴射量Gfuel_lnを算出する手順について説明する。
リーン運転モードコントローラ３２は、ドライバ要求駆動力Tdrv及びエンジン回転数NEに基づいて、ドライバ要求駆動力が実現するように、かつ、混合気の当量比がリーンになるような噴射量を算出し、これをリーン運転モード時用の燃料噴射量Gfuel_lnとして決定する。より具体的には、リーン運転モードコントローラ３２は、要求駆動力Tdrv及び回転数NEを引数として、予め定められたリーン運転モード時用のマップ（図示せず）を検索することにより、噴射量Gfuel_lnを決定する。なお、このリーン運転モードコントローラ３２において、噴射量Gfuel_lnを算出するために用いられるマップは、リーン運転モードにおいて図１０中破線で示すような態様で燃料噴射量を分割することを前提として定められたものが用いられる。すなわち、リーン運転モード時は、図１０において破線で示すように、上死点近傍で実行されるメイン噴射と、このメイン噴射に先立つパイロット噴射とを実行することを前提とする。

次に、図９に戻って、ストイキ運転モード時の噴射量Gfuel_st及びGfuel_st_ffを算出する手順について説明する。
適応フィードバックコントローラ３４は、燃料噴射量GfuelからＬＡＦセンサの出力φlafまでの物理系を所定のモデル式でモデル化し、このモデルを利用してストイキ運転モード時の噴射量Gfuel_stを決定する。先ず、このモデルについて詳細に説明し、次に、このモデルを用いて噴射量Gfuel_stを具体的に決定する手順について説明する。

エンジンのシリンダに導入されるガスは、新気とＥＧＲガスで構成される。したがって、エンジンの排気ポートにおける排ガスの当量比φexpは、直前のＥＧＲ率Regr、新気の当量比φfsh、及びＥＧＲガスの当量比φegrによって、下記式（５−１）で表される。式（５−１）中の新気の当量比φfshは、燃料噴射量Gfuelを新気量Gfshで割り、ストイキ空燃比αst（例えば、14.6）を乗算することで算出される（下記式（５−２）参照）。また、エンジンのシリンダ内に導入されるＥＧＲガスは、ＬＡＦセンサを通過した後、時間dを掛けてＥＧＲ通路を還流したものであることから、式（５−１）中のＥＧＲガスの当量比φegrは、還流時間dだけ過去のＬＡＦセンサの出力値φlaf(k-d)とすることが妥当である（下記式（５−３）参照）。

したがって、これら式（５−１）〜（５−３）により、下記式（６）が導出される。

上記式（６）を構成する物理量のうち、ＥＧＲ率Regrと新気量Gfshは、直接観測できる量ではない。しかしながら、ＥＧＲ率Regrは、その目標値Regr_trgt（上記式（３−４）参照）で代用できる。また、新気量Gfshは、エアフローセンサの出力Gafsで代用できる。すなわち、これらＥＧＲ率の目標値Regr_trgt及びエアフローセンサの出力Gafsを利用して、下記式（７）が導出される。

上記式（７）に示すように、排気ポートの当量比φexpは、燃料噴射量Gfuelに比例した項と、燃料噴射量Gfuelに比例していない外乱項とに分けられる。なお、式（７）に示すように、外乱項はＥＧＲ率に比例している。一般的なディーゼルエンジンは、ガソリンエンジンと比較してＥＧＲ率が高いため、相対的にこの外乱項の寄与も大きくなっている。このため、本発明ではこの外乱項も正確に取り入れたモデルを構築する。

次に、燃料噴射量Gfuelに比例した項の比例係数をモデルパラメータA(k)で定義し、外乱項をモデルパラメータB(k)で定義することにより、下記式（８）に示す第１のモデル式が導出される。

また、これらモデルパラメータA,Bの値は、上記理論式（７）と、現実の系との誤差（モデル化誤差）を考慮して、下記式（９−１）〜（９−４）に示すように、ＥＧＲ率に関するパラメータRegr_trgtから算出される基準値Abs,Bbsと、モデル化誤差としての修正値dA,dBとに分けて定義する。これら式（８）及び（９−１）〜（９−４）で定義された第１のモデル式によれば、上記理論式（７）を導出するに当り物理量Regr,Gfshを代用したことによるモデル化誤差や、ＥＧＲ制御弁及び燃料噴射弁の流量特性やエアフローメータ及びＬＡＦセンサの観測精度などの個体ばらつきや経年変化によるモデル化誤差は、これら２つの修正値dA,dBによって表現される。

また、ＬＡＦセンサには応答遅れ特性がある。この応答遅れ特性は、個体ばらつきや経年変化によって変化する。特にディーゼルエンジンや直噴ガソリンエンジンの場合、排ガス中にすすが含まれているため、このすすがＬＡＦセンサの検出素子に付着することによってセンサの応答遅れ特性が変化する。ＬＡＦセンサの出力φlafには、このような応答遅れ特性があり、またこの特性は１次遅れの係数Cで表現されるとすると、ＬＡＦセンサの出力φlafと排気ポートにおける排ガスの当量比φexpとの間に、下記式（１０）に示す第２のモデル式が導出される。以下では、この第２のモデル式中の係数Cを、ＬＡＦセンサの応答遅れ係数と言う。

以上をまとめると、燃料噴射量GfuelからＬＡＦセンサの出力φlafまでの系は、第１のモデル式（上記式（８）及び（９−１）〜（９−４））と第２のモデル式（上記式（１０））とによってモデル化される。以下では、これら第１、第２のモデル式で構成されるモデルを噴射量−センサ出力モデルと言う。また、排気ポートにおける排ガスの当量比φexpからＬＡＦセンサの出力φlafまでの系は、第２のモデル式のみによって構成される。以下では、この第２のモデル式によって構成されるモデルを、ポート当量比−センサ出力モデルと言う。

図９に戻って、適応フィードバックコントローラ３４は、フィードバック用同定器３６及びストイキ運転モードコントローラ３７を備える。
フィードバック用同定器３６は、上述の噴射量−センサ出力モデルを利用して、このモデルに含まれるモデルパラメータA,Bの値を、所定のタイミングで逐次同定する。
ストイキ運転モードコントローラ３７は、フィードバック用同定器３６によってその値が同定されたモデルパラメータA,Bを利用してストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stを算出する。
また、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５は、上述のポート当量比−センサ出力モデルを利用して、このモデルに含まれる応答遅れ係数Cの値を逐次同定する。なお、図９に示すように、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５は、上記フィードバック用同定器３６とは別に構成されており、フィードバック用同定器３６から独立した演算によって、応答遅れ係数Cの値を同定することが可能になっている。

以下、これらフィードバック用同定器３６、ストイキ運転モードコントローラ３７、及びＬＡＦ遅れ補償用同定器３５で実行される演算の手順について順に説明する。

フィードバック用同定器３６では、噴射量−センサ出力モデルを利用し、排気ポートにおける排ガスの当量比の推定値φexp_hatと、ＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hatを下記式（１１−１）及び（１１−２）で定義する。

フィードバック用同定器３６は、ＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)と、上記モデル式（１１−１）及び（１１−２）から導出されるＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hat(k)との同定誤差E_id(k)を下記式（１２）で定義し、この同定誤差E_id(k)が最小になるように２つのモデルパラメータの値A(k),B(k)を逐次同定する。

これら２つのモデルパラメータA,Bの同定に用いられるアルゴリズムとしては、例えば、以下で説明する逐次型最小２乗法アルゴリズムが適している。
この場合、先ず、モデルパラメータA,Bを成分とするモデルパラメータベクトルΘを下記式（１３）で定義する。

ところで、上記式（９−３）及び（９−４）に示すように、モデルパラメータA,Bは、それぞれＥＧＲ率を含んでいるため、その値は大きく変動する。このため、このモデルパラメータベクトルΘの値を直接同定すると、特定したいモデル化誤差はＥＧＲ率の変動に埋もれてしまい、逐次精度良く同定することが困難である。そこで、このモデルパラメータベクトルΘは、ＥＧＲ率等のパラメータに応じて逐次演算できる基準ベクトルΘbsと、モデル化誤差に相当する修正ベクトルdΘとの和で定義する（下記式（１４−１）、（１４−２）参照）。ここで、基準ベクトルΘbsの成分Abs,Bbsは、モデル式（９−３）及び（９−４）で定義されたものを用いる。

同定誤差E_id（上記式（１２）参照）を最小にする修正ベクトルdΘは、逐次型最小２乗法アルゴリズムによれば、下記式（１５）で算出される。

ここで、行列Λは、忘却行例であり、下記式（１６−４）で定義される。忘却行列Λの対角成分λ1,λ2は、それぞれ、０から１の間で設定される。またλ1,λ2の何れかは1とすることが好ましい。
また、行列Ｋｐは、モデルパラメータ更新ゲイン行列であり、下記式（１６−１）で定義される。この式（１６−１）中、行列Ｐは、適応ゲイン行列であり、下記式（１６−３）で定義される。適応ゲイン行列Ｐの対角成分ｐ１，ｐ２は、それぞれ、正の値に設定される。また、ベクトルζは、入出力ベクトルであり、下記式（１６−２）で定義される。

また、上記式（１５）に示すように、フィードバック用同定器３６は、ストイキ運転モードが開始したことに応じて（F_StoicMode:0→1）、同定誤差E_idが最小になるようにモデルパラメータA,Bの値を更新する。すなわち、ストイキフィードバック制御が開始する前からモデルパラメータA,Bの値の更新を開始する。また、フィードバック用同定器３６は、リーン運転モード中（F_StoicMode=0）では、モデルパラメータA,Bの値を基準値Abs,Bbsとする。

次に、ストイキ運転モードコントローラ３７において実行される演算について説明する。ストイキ運転モードコントローラ３７は、以下順に説明するように、ストイキ運転モード開始時用のフィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffと、ストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stとを、それぞれ異なるアルゴリズムによって決定する。

ストイキ運転モード開始時用のフィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffは、ストイキ運転モードコントローラ３７において、ドライバ要求駆動力Tdrv及びエンジン回転数NEを引数として、予め定められたストイキ運転モード時用のマップ（図示せず）を検索することによって決定される。なお、このストイキ運転モード時用のマップは、上述のリーン運転モードコントローラ３２において参照されるマップとは異なり、上記要求駆動力Tdrvや回転数NEなどの引数に対し、ＬＡＦセンサの出力がストイキになるように設定されたものが用いられる。また、このストイキ運転モード時用のマップは、ストイキ運転モードにおいて、図１０中実線で示すような態様で燃料噴射量を分割することを前提として定められたものが用いられる。すなわち、ストイキ運転モード時は、図１０において実線で示すように、メイン噴射及びパイロット噴射に加え、膨張行程中に実行されるアフター噴射を実行することを前提とする。

ストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stは、ストイキ運転モードコントローラ３７において、上記噴射量−センサ出力モデルの２つのモデルパラメータA,Bに基づいて算出される。より具体的には、ストイキ運転モードコントローラ３７は、先ず、排気ポートにおける排ガスの当量比φexpに対する目標値（目標当量比）φtrgtを、直下触媒において三元浄化反応が進行するように、ストイキに相当する１（下記式（１７）参照）、又は予め設定されたストイキ近傍の値や所定のアルゴリズムによって算出されたストイキ近傍の値に設定する。

また、ストイキ運転モードコントローラ３７は、モデルパラメータA,Bを利用して算出される当量比φexpが（上記式（８）参照）、上記式（１７）によって定められた目標当量比φtrgtになるように、噴射量Gfuel_stを決定する（下記式（１８−１）参照）。なお、下記式（１８−１）は、式（１８−２）に示すように、上記式（１７）の目標当量比φtrgtが、モデル式（８）から導出される当量比φexpと等しいすることにより導出される。

次に、以上のように構成された適応ストイキコントローラ３４の効果について、図１１〜図１３を参照して説明する。
図１１は、適応ストイキコントローラ３４によって実現される当量比制御の概念を説明するための図である。図１１には、上段から順に、シリンダに導入されるガスの内訳、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率［％］、フィードバック用同定器３６によって同定されるモデルパラメータベクトルΘ及びΘbs、燃料噴射量、ＬＡＦセンサ出力、及びＮＯｘ浄化率［％］を示す。

図１１に示すように、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgtが閾値Gcyl_st_dnx又はGcyl_st_aesを上回ったことに応じて、エンジンの運転モードは、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換る（上記式（１）参照）。

運転モードがストイキ運転モードに切り換ると（F_StoicMode:0→1）、フィードバック用同定器３６は、ＬＡＦセンサの出力値と燃料噴射量−センサ出力モデルによる推定値との誤差が最小となるようにモデルパラメータベクトルΘの値を更新する（上記式（１５）参照）。これにより、図１１に示すように、モデルパラメータΘの値は、基準値Θbsから変化する。すなわち、ストイキ運転モードに切り換った時点から、フィードバック用同定器３６によって現実の系とモデルとの誤差が検出される。また、運転モードがストイキ運転モードに切り換ると燃料噴射量Gfuelは、リーン運転モード時用の噴射量Gfuel_lnから、ストイキ運転モード時用のフィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffに持ち替えられる（上記式（４）参照）。これによって、ストイキ運転モードの開始以降、ＬＡＦセンサの出力がストイキに向けて上昇する。

ストイキ運転モード中に、ＬＡＦセンサの出力φlafがフィードバック開始閾値φfbを上回ると、ストイキ浄化フラグF_StoicFBが0から1に切り換り、ストイキフィードバック制御が開始する（上記式（２）参照）。

ストイキフィードバック制御が開始すると、燃料噴射量Gfuelは、フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffからストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stに持ち替えられる（上記式（４）参照）。また、この噴射量Gfuel_stは、モデル式（８）から得られる排気ポートの当量比φexpが目標値（ストイキ）になるように決定される（上記式（１７）及び（１８−１）参照）。これにより、図１１に示すように、ストイキフィードバック制御の開始以降、ＬＡＦセンサの出力はストイキに制御され、直下触媒による三元浄化反応が進行する。

本発明の適応ストイキコントローラ３４では、このようなストイキフィードバック制御を開始するに先立ち、運転モードがリーン運転モードからストイキ運転モードに切り換った時点から早期にフィードバック用同定器でモデル化誤差を検出することにより、ＬＡＦセンサの出力を早期にかつ正確にストイキに制御することが可能となる。またこれにより、直下触媒において三元浄化反応を進行させることができる時間（ストイキ浄化時間）をできるだけ長く確保できる。

図１２は、適応ストイキコントローラのシミュレーション結果を示す図である。図１２には、目標シリンダ内ガス量を図示のような態様で変化させたときにおける、燃料噴射量、ＬＡＦセンサ出力、各部分の当量比（φfsh,φexp,φegr）、ＥＧＲ率、モデルパラメータA,B、及びフラグの変化を示す。

図１２に示すように、目標シリンダ内ガス量が大きくなると、これに応じてストイキ浄化モードフラグF_StoicModeが1にセットされ、その後、ストイキフィードバックフラグF_StoicFBが1にセットされる。また、図１２に示すように、本発明の適応ストイキコントローラによれば、ストイキフィードバック制御中は、ＬＡＦセンサの出力はオーバシュートや振動的な挙動を示すことなく、高精度にストイキに制御できることが検証された。

特に、図１２のこのシミュレーションは、ＥＧＲ装置に個体ばらつきや経年変化があることを想定し、ＥＧＲ率Regrとその目標値Regr_trgtに定常偏差が生じるような条件下で行った。適応ストイキコントローラは、ストイキ運転モードが開始する直後から、このＥＧＲ装置の個体ばらつき等をモデルパラメータA,Bの基準値Abs,Bbsからの誤差として検出する。このため、適応ストイキコントローラは、ＥＧＲ装置、燃料噴射弁、エアフローメータ等の個体ばらつき等によらず混合気の当量比を高精度に制御できる。

図１３は、従来装置のシミュレーション結果を示す図である。ここで、従来装置とは、ストイキフィードバック制御を、上記適応ストイキコントローラとは異なり、ＬＡＦセンサの出力値φlafとその目標値（ストイキ）との偏差E_phiを入力として、既知のＰＩコントローラで上記フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffに対する補正噴射量ΔGfuel_fbを決定したものを言う。また、その他のシミュレーション条件は、図１２と同じである。

上述のようなＥＧＲ装置等に生じる個体ばらつき等は、従来のＰＩコントローラでも検出できる。このため、図１３に示すように、従来装置でも、ＬＡＦセンサの出力値をストイキにすることはできる。しかしながら、ＬＡＦセンサ出力及び当量比パラメータの振る舞いを、図１３と図１２とで比較して明らかなように、従来装置では、ＬＡＦセンサの出力にオーバシュートや振動的な挙動が目立つ。これは、従来のＬＡＦセンサの偏差入力に基づくＰＩコントローラでは、偏差の補償遅れが避けられないためである。このため、ストイキ浄化時間は短くなってしまう。以上により、本実施形態の適応ストイキコントローラの優位性が検証された。

次に、図９に戻って、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５で行われる演算の手順について説明する。
ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５は、適応ストイキコントローラ３３において利用される燃料噴射量−センサ出力モデルに含まれる遅れ係数Ｃ（上記式（１０）参照）の値を同定する。先ず、この遅れ係数Ｃの誤差が、上記適応ストイキコントローラ３３の制御結果に及ぼす影響について説明する。

図１４は、ＬＡＦセンサの応答遅れ特性の推定誤差が制御結果へ及ぼす影響を示す図である。上述のように、適応ストイキコントローラは、ＬＡＦ遅れ補償用同定器によって同定された遅れ係数Cの下で、ＬＡＦセンサの出力の推定値φlaf_hatがＬＡＦセンサの出力値φlafに一致するようにモデルパラメータA,Bの値を同定した上で、これらモデルパラメータA,Bに基づいて燃料噴射量を決定する。したがって、このように燃料噴射量を決定した結果、モデルで想定するように現実のＬＡＦセンサの出力φlafが推定値φlaf_hatと一致するためには、遅れ係数Cの値が正確に同定されている必要がある。すなわち、ＬＡＦ遅れ補償用同定器により算出された遅れ係数Cに誤差があると、フィードバック用同定器により同定されるモデルパラメータA,Bにずれが生じてしまい、結果として現実のＬＡＦセンサの出力値φlafは推定値φlaf_hatと異なった挙動を示す。図１４の（ａ）は現実のＬＡＦセンサの遅れが推定よりも大きい場合の挙動を示し、図１４の（ｂ）は現実のＬＡＦセンサの遅れが推定とほぼ同じであった場合の挙動を示し、図１４の（ｃ）は現実のＬＡＦセンサの遅れが推定よりも小さい場合の挙動を示す。

図１４の（ｂ）に示すように、遅れ係数Cが正確に推定されていれば、推定値φlaf_hatと実際のＬＡＦセンサの出力値φlafとは同じ振る舞いを示す。これに対し、図１４の（ａ）や（ｃ）に示すように、遅れ係数Ｃの推定に誤差があると、実際の出力値φlafは推定値φlaf_hatに対しオーバシュートしたり遅れたりする。このため、ストイキ浄化時間は短縮する。

以上のような理由から、遅れ係数Cの値は、逐次正確に同定される必要がある。加えて、このＬＡＦセンサの遅れ特性は、排ガスボリュームによって大きく変化する。すなわち、遅れ係数Cの値は、運転状態に応じて逐次大きく変化するようになっている。以下、このように大きく変動し、かつ個体ばらつき等によっても特性が変化する遅れ係数Cを、正確に同定するアルゴリズムについて説明する。

ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５では、ポート当量比−センサ出力モデルのモデル式（１０）において、現実には観測できない排気ポートの当量比φexpを、式（１１−１）によって算出可能な推定値φexp_hatに置き換えて得られるモデル式（下記式（１９）参照）を利用して、遅れ係数Ｃの値を同定する。

ただし、上記式（１９）では、変数φlafとφexp_hatの両方に遅れ係数C(k-1)が乗算されているため、一般的な同定アルゴリズムでは同定できなくなっている。そこで、下記式（２０−１）と（２０−２）に示すように仮想出力W(k)とその推定値W_hat(k)を定義する。これにより、上記式（１９）が満たされるように遅れ係数Cの値を同定することと、仮想出力Wとその推定値W_hatの誤差が最小になるように遅れ係数Cの値を算出することは等価となる。

また、ＬＡＦセンサの遅れ特性は、排ガスボリュームによって変化する特性がある。より具体的には、排ガスボリュームが大きくなるほど、ＬＡＦセンサの遅れ特性は小さくなる特性がある。このように逐次大きく変動する値を、上記仮想出力Wと推定値W_hatとの誤差が最小になるように、直接算出するのは困難であり、かつ誤差が大きい。そこで、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５では、図１５に示すように、排ガスボリュームの関数として基準遅れ係数Cbs(k)を定義し、下記式（２１）に示すように、遅れ係数C(k)を、基準遅れ係数Cbs(k)と遅れ係数の修正係数Kc(k)との積に分離する。すなわち、遅れ係数C(k)を、排ガスボリュームを要因として変化する基準値Cbs(k)と、個体ばらつきやすすの付着等のその他を要因として変化する修正係数Kc(k)との積に分離する。遅れ係数C(k)をこのように定義することにより、遅れ係数C(k)のうち、排ガスボリュームによって逐次大きく変動する分は、同定アルゴリズムを経ることなく、排ガスボリュームを引数として図１５に示すようなマップを検索することで算出できる。

上述のように、ＬＡＦセンサの検出特性に個体ばらつきがあったり、検出素子にすすが付着したりすると、ＬＡＦセンサの遅れ係数Cの排ガスボリューム特性は、図１５に示す基準遅れ係数Cbsから変化すると考えられる。しかしながら、この基準遅れ係数Cbsからのずれは、排ガスボリュームの大きさに対して一律ではない。そこで、このような非線形性を再現するため、上記遅れ係数の修正係数Kc(k)は、下記式（２２）に示すように、排ガスボリュームを引数とした複数の重み関数ωi(k)の線形結合として定義する。以下、各重み関数ωi(k)に付随した係数Kc_iを、局所修正係数と言う。また以下では、一例として、重み関数の数を３とした場合について説明する。

図１６は、重み関数ωiの設定例を示す図である。
図１６に示すように、０〜所定の上限値まで変化する排ガスボリュームに対し、各重み関数ωiの定義域が重複するように、かつ、重み関数ωｉの値の和が全ての排ガスボリュームに対して等しくなるように設定される。また、基準遅れ係数Cbsが大きく変化する領域では、その誤差も大きく変化すると考えられる。このため、図１６に示すように、基準遅れ係数Cbsが大きく変化する領域（排ガスボリュームが小さな領域）では、重み関数ωiは密になるように設定することが好ましい。

ＬＡＦ遅れ補償用同定器では、以上のようにして遅れ係数C(k)を局所修正係数Kc_iの線形結合で表した上で、仮想出力Wとその推定値W_hatの同定誤差E_id’が最小になるように、各局所修正係数Kc_iの値を同定する。また、この局所修正係数Kc_iの値を同定するアルゴリズムとして、逐次最小２乗法アルゴリズムを採用すると、局所修正係数Kc_iの値は、下記式（２３）で表される。

上記式（２３）において、係数Kp’は、修正ゲイン更新ゲインであり、下記式（２４−１）で表される。下記式（２４−１）において、係数Pは、適応ゲインであり、所定の正の値に設定される。また、係数ζ’は、遅れ係数同定用仮想入力値であり、下記式（２４−２）で表される。

なお、上述の当量比の推定値φexp_hatには、燃料噴射弁、ＥＧＲ装置、エアフローセンサなどの個体ばらつきや経年変化などによって生じる定常誤差が含まれ得る。このため、この推定値φexp_hatから算出される仮想入力の推定値W_hatと仮想入力Wとが、常に一致するように遅れ係数C(k)を同定すると、この誤差が蓄積してしまい、遅れ係数C(k)に誤差が生じてしまうおそれがある。また、遅れ係数C(k)は、ＬＡＦセンサの出力の過渡的な特性を表す係数である。したがって、遅れ係数C(k)の値は、ＬＡＦセンサの出力が変化している間に同定することが好ましい。以上の理由から、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、ＬＡＦセンサの出力値に有意な変化が現れている過渡時にのみ、遅れ係数C(k)の値を更新する。より具体的には、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、下記式（２５−１）に示すように、ＬＡＦセンサの出力値の変動に応じて過渡判定フラグF_Transの値を更新し、下記式（２５−２）に示すように過渡状態であると判定されている間のみ０でない同定誤差を入力する。

図１７は、ＬＡＦ遅れ補償用同定器のシミュレーション結果を示す図である。図１７には、排ガスボリュームを図示のような態様で変化させたときにおける、ＬＡＦセンサの出力、仮想入力W、同定誤差E_id’、遅れ係数C、及び過渡判定フラグF_Transの変化を示す。

図１７に示すように、周期的に排ガスボリュームを変化させると、ＬＡＦセンサの出力も周期的に変化し、これに応じて過渡判定フラグF_Transも周期的に変化する。また、過渡判定フラグF_Transが１である間のみ遅れ係数C(k)の値が更新される。ここで、図１７の遅れ係数Cの振る舞いに注目すると、初めは実際の遅れ係数から離れ基準値Cbs側を推移していたのに対し、時間の経過とともに遅れ係数Cは、実際の遅れ係数とほぼ同じ振る舞いを示すようになる。また、このときの同定誤差E_id’の値も時間の経過とともに０へ収束するようになる。以上より、本実施形態のＬＡＦ遅れ補償用同定器の優位性が検証された。

図１８は、以上のような燃料噴射制御の手順を示すフローチャートである。この燃料噴射量制御では、ＥＣＵは、以下に示す手順により運転モードに応じた燃料噴射量Gfuelを決定する。

Ｓ３１では、ＥＣＵは、ＬＡＦセンサや温度センサなど、燃料噴射制御の実行に係る各種センサが正常であるか否か判定する。Ｓ３１の判別がＮＯの場合、ＥＣＵは、Ｓ３２に移り、現在の運転モードによらずリーン運転時用の噴射量Gfuel_lnを燃料噴射量Gfuelとして決定し、この処理を終了する。Ｓ３１の判別がＹＥＳの場合、ＥＣＵは、Ｓ３３に移る。

Ｓ３３では、ＥＣＵは、ストイキ運転モード中であるか否か、すなわちストイキ浄化フラグF_StoicMode=1であるか否かを判別する。Ｓ３３の判別がＮＯであり、リーン運転モード中である場合、ＥＣＵは、Ｓ３４に移りリーン運転時用の噴射量Gfuel_lnを燃料噴射量Gfuelとして決定し、Ｓ３９に移る。Ｓ３３の判別がＹＥＳであり、ストイキ運転モード中である場合、ＥＣＵは、Ｓ３５に移る。

Ｓ３５では、ＥＣＵは、上記式（１１−１）〜（１６−４）に示す演算を実行し、モデルパラメータA,Bの値を同定し、Ｓ３６に移る。Ｓ３６では、ＥＣＵは、ストイキフィードバック制御を開始するのに適した状態であるか否か、すなわちストイキフィードバックフラグF_StoicFB=1であるか否かを判別する。Ｓ３６の判別がＮＯである場合、ＥＣＵは、Ｓ３７に移り、ストイキ運転モード開始時用の噴射量Gfuel_st_ffを燃料噴射量Gfuelとして決定し、Ｓ３９に移る。Ｓ３６の判別がＹＥＳである場合、ＥＣＵは、Ｓ３８に移り、ストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stを燃料噴射量Gfuelとして決定し、Ｓ３９に移る。

Ｓ３９では、ＥＣＵは、上記式（１９）〜（２５−２）に示す演算を実行し、ＬＡＦセンサの遅れ係数Cの値を同定し、Ｓ４０に移る。Ｓ４０では、ＥＣＵは、遅れ係数Cの修正係数Kcの値が、所定の異常判定閾値Kc_Agedより小さいか否かを判別する。Ｓ４０の判別がＮＯの場合、ＥＣＵは、ＬＡＦセンサは正常であると判断し、この処理を終了する。Ｓ４０の判別がＹＥＳの場合、ＥＣＵは、ＬＡＦセンサは遅れが大きく異常な状態であると判断し、Ｓ４１に移り、警告灯を点灯した後、この処理を終了する。

なお、図１８のフローチャートを参照して明らかなように、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、運転モードによらず遅れ係数Cの値を更新するのに対し、フィードバック用同定器はストイキ運転モード中でのみモデルパラメータA,Bの値を更新する。すなわち、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、フィードバック用同定器よりも広い運転条件下で遅れ係数Cの値を更新する。上述のように、フィードバック用同定器によってモデルパラメータA,Bの値が正確に同定されているためには、遅れ係数Cの値が正確に同定されていることが前提となる。したがって、このようにＬＡＦ補償用同定器の同定する運転条件をフィードバック用同定器よりも広くすることにより、すなわちリーン運転中も含むものとすることにより、モデルパラメータA,Bを常に正確な値になるようにできる。

＜噴射パターン制御＞
図１９は、上述の燃料噴射制御によって発生し得るトルク段差を説明する図である。より具体的には、図１９は、ストイキ運転モード中において、ストイキフィードバック制御を開始する前と後で、同じ噴射態様で燃料を噴射した場合に生じる可能性のあるトルク段差を模式的に示す図である。
上述のように、ストイキフィードバック制御を開始すると、燃料噴射量Gfuelは、フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffからストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stに持ち替えられる。この際、噴射量Gfuel_stは、ＬＡＦセンサの出力を、ストイキよりリーン側からストイキに近づけるように、フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffよりも大きくなる。このため、ストイキフィードバック制御の開始の前後で同じ態様で燃料を噴射すると、図示するような意図しないトルク段差が発生する場合がある。以下では、このようなトルク段差を解消するための噴射パターン制御の手順について説明する。

図２０は、噴射パターン制御の手順を示すフローチャートである。この噴射パターン制御では、ＥＣＵは、上記燃料噴射制御において排ガスの当量比を最適するように定めた燃料噴射量Gfuelを変更しないように、かつ上記トルク段差が発生しないような噴射パターンを決定する。噴射パターンは、メイン噴射を実行するタイミングに相当するメイン噴射タイミングΘｍ、アフター噴射を実行するタイミングに相当するアフター噴射タイミングΘa、パイロット噴射で噴射する燃料量に相当するパイロット噴射量Gf_p、メイン噴射で噴射する燃料量に相当するメイン噴射量Gf_m、及びアフター噴射で噴射する燃料量に相当するアフター噴射量Gf_aなどの複数の燃料噴射パラメータで特徴付けられる。なお、パイロット噴射を実行するタイミングに相当するパイロット噴射タイミングΘpは、固定値が用いられるか或いは上記燃料噴射パラメータなどに応じて一意的に定められる値が用いられるため、以下ではその説明を省略する。

Ｓ５１では、ＥＣＵは、ストイキ運転モード中であるか否か、すなわちストイキ浄化フラグF_StoicModeが１であるか否かを判別する。ＥＣＵは、Ｓ５１の判別がＮＯでありリーン運転モード中である場合はＳ５２に移り、Ｓ５１の判別がＹＥＳでありストイキ運転モード中である場合にはＳ５３に移る。

リーン運転モード中である場合、ＥＣＵは、図２１に例示するように、パイロット噴射とメイン噴射のみを実行することを前提とし、これらパイロット噴射とメイン噴射の実行に係る燃料噴射パラメータ（Θm,Gf_m,Gf_p）の値を決定し（Ｓ５２）、この処理を終了する。リーン運転モード時におけるメイン噴射タイミングΘm,は、例えば、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率の推定値（又はＥＧＲ率の推定値Regr_hat）などを引数として、図２２に示すメイン噴射タイミング決定マップを検索することによって決定される。図２２に例示するマップによれば、メイン噴射タイミングΘmは、Ｉｎｅｒｔ−ＥＧＲ率が大きくなるに従い、上死点の近傍で進角側へ補正されるように決定される。また、メイン噴射量Gf_m及びパイロット噴射量Gf_pは、先の燃料噴射量制御で定められた燃料噴射量Gfuelを分割するように、リーン運転モード時用のマップを検索することで定められる。

ストイキ運転モード中である場合、ＥＣＵは、図２３に例示するように、パイロット噴射、メイン噴射、及びアフター噴射を実行することを前提とし、これらパイロット噴射とメイン噴射とアフター噴射の実行に係る燃料噴射パラメータ（Θm,Θa,Gf_m,Gf_p,Gf_a）の値を以下で説明する手順で決定し（Ｓ５３、Ｓ５４）、この処理を終了する。

Ｓ５３では、ＥＣＵは、メイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmp、アフター噴射タイミングΘa、及びパイロット噴射量Gf_pの値を決定する。メイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmpは、リーン運転モード時と同様に、図２２に示すメイン噴射タイミング決定マップを検索することによって決定される。アフター噴射タイミングΘa及びパイロット噴射量Gf_aは、ストイキ運転モード時用のマップを検索することで定められる。

Ｓ５４では、ＥＣＵは、以下に示す手順で、メイン噴射タイミングΘm、メイン噴射量Gf_m、アフター噴射量Gf_aの値を決定する。
先ず、ドライバの要求駆動力Tdrvを実現するように、かつ、燃料噴射制御で定められた燃料噴射量Gfuelを分割するようにメイン噴射量Gf_m及びアフター噴射量Gf_aを決定するため、二つの噴射量Gf_m,Gf_aに対し、下記の２つの恒等式を課す。下記式（２６−１）において、係数Ita_m(k),Ita_a(k)は、それぞれメイン噴射及びアフター噴射のトルク変換効率に相当し、各々の噴射タイミングを引数として図２４に示すマップを検索することで算出される。

上記式（２６−１）及び（２６−２）を、メイン噴射量Gf_m及びアフター噴射量Gf_aについて解くと、下記式が導出される。

また、アフター噴射はトルク変換効率が悪いため、アフター噴射量Gf_aが過剰に多くなると、ＨＣ排出量が増加したりオイルダイリューションが発生する。このため、アフター噴射量Gf_aには、上限値Gf_a_maxが設定される。そこで、ＥＣＵは、アフター噴射量Gf_aが上限値Gf_a_maxを超えないようにメイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmpを調整し、最終的なメイン噴射量Gf_m及びアフター噴射量Gf_aの値を決定する。

より具体的には、ＥＣＵは、先ず、Ｓ５４において決定されたアフター噴射タイミングΘa及びメイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmpを引数としてマップを検索し、暫定的なアフター噴射及びメイン噴射のトルク変換効率Ita_a_tmp,Ita_m_tmpを算出する。そして、ＥＣＵは、これらトルク変換効率Ita_a_tmp,Ita_m_tmpを上記式（２７−１）及び（２７−２）に代入することで、下記式（２８−１）及び（２８−２）に示すアフター噴射量の暫定値Gf_a_tmp及びメイン噴射量の暫定値Gf_m_tmpを算出する。

ＥＣＵは、算出したアフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpと上限値Gf_a_maxとを比較し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxよりも小さい場合には、暫定値Gf_a_tmpをアフター噴射量の確定値Gf_a(k)として決定し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_max以上である場合には、上限値Gf_a_maxをアフター噴射量の確定値Gf_a(k)として決定する（下記式（２９）参照）。

また、ＥＣＵは、アフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxよりも小さい場合には、暫定値Gf_m_tmpをメイン噴射量の確定値Gf_m(k)として決定し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_max以上である場合には、修正値Gf_m_modをメイン噴射量の確定値Gf_m(k)として決定する（下記式（３０−１）参照）。ここで、メイン噴射量の修正値Gf_m_mod(k)は、下記式（３０−２）に示すように、ポスト噴射量を上限値Gf_a_maxで制限した分だけ増量した値が用いられる。

また、ＥＣＵは、アフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxよりも小さい場合には、暫定値Θm_tmpをメイン噴射タイミングの確定値Θm(k)として決定し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_max以上である場合には、修正値Θm_modをメイン噴射タイミングの確定値Θm(k)として決定する（下記式（３１）参照）。

ここで、メイン噴射タイミングの修正値Θm_mod(k)は、以下の手順で算出される。先ず、アフター噴射量Gf_aを上限値Gf_a_maxで制限する場合、メイン噴射量Gf_mはその分だけ増量した修正値Gf_m_modが用いられる。噴射量をこのように決定することにより、上記式（２６−１）から、必要なメイン噴射のトルク変換効率Ita_m_modが算出される（下記式（３２）参照）。すると、メイン噴射タイミングの修正値Θm_modは、トルク変換効率Ita_m_modを引数として図２５に示すマップを検索することによって決定される。なお、図２５のマップは、図２４に示すマップの入力と出力とを入れ替えたものに相当し、実質的に等価である。したがって、アフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxを超えてしまうような場合には、アフター噴射量は上限値Gf_a_maxで制限され、その分だけメイン噴射量は暫定値Gf_m_tmpから増量側に修正され、メイン噴射タイミングは燃焼効率が低下するように暫定値Θm_tmpから遅角側に修正される。

図２６は、上述の噴射パターン制御を実行することによって実現されるトルク補償制御の概念を説明する図である。
先ず、リーン運転モードからストイキ運転モードへ切り換ると、メイン噴射に加えてアフター噴射が実行される。その後、ストイキフィードバック制御が開始すると、ＬＡＦセンサの出力がリーン側からストイキになるように、燃料噴射量が増量される。この際、当量比がストイキになるように定められた燃料噴射量は、上記式（２６−１）〜（３２）に従ってアフター噴射量とメイン噴射量とに適切に分割される。これによって、直下触媒で三元浄化反応が進行するような当量比に制御しつつ、トルク段差が発生するのを抑制することができる。

＜変形例＞
以下、上記実施形態のフィードバック用同定器の変形例について説明する。
図２７は、上記実施形態のフィードバック用同定器３２における演算（上記式（１１−１）〜式（１６−４）参照）の手順を示すブロック図である。
フィードバック用同定器３２は、燃料噴射量Gfuel(k-1)及び基準値Bbs（上記式（９−４）参照）を入力として、モデルパラメータA,B及び応答遅れ係数Cを含む噴射量−センサ出力モデルを利用した式（１１−１）及び（１１−２）によって、ＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hat(k)を算出するＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１と、推定値φlaf_hat(k)とＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)との同定誤差E_id(k)（式（１２）参照）が最小になるように２つのモデルパラメータの値A(k),B(k)を、上記式（１３）〜（１６−４）を参照して説明した手順により逐次同定する同定演算部３２２と、を含んで構成される。

フィードバック用同定器３２では、これとは別に設けられたＬＡＦ遅れ補償用同定器３５によって同定された遅れ係数C(k)を利用して、図２７中矢印で示すようにＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１の演算と同定演算部３２２の演算とを繰り返し行うことにより、モデルパラメータの値A(k),B(k)（より狭義にはその修正値dA,dB）を同定する。

このとき、図２７に示すように、ＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１における演算は、燃料噴射量Gfuel(k-1)を入力としてモデルパラメータA,Bを含む式（１１−１）によって排ガスの当量比の推定値φexp_hatを算出する演算３２１´と、この排ガスの当量比の推定値φexp_hatを入力として遅れ係数Cを含む式（１１−２）の演算）３２１´´と、に分けられる。したがって、この図から明らかなように、フィードバック用同定器３２では、モデルパラメータの値A(k),B(k)を一回更新するに当りローパスフィルタ要素G(z)の演算を経ることから、要素G(z)の応答遅れとむだ時間を考慮し、モデルパラメータの値A(k),B(k)の演算が不安定にならないよう同定演算部３２２の同定速度を（上記式（１６−３）中のゲイン行列Ｐの成分に相当）を十分に遅くする必要がある。換言すれば、フィードバック用同定器３２のモデルパラメータの値A(k),B(k)の同定速度には制限がある。

図２８は、このような同定速度を向上すべく構成されたフィードバック用同定器の変形例３２Ａにおける演算の手順を示すブロック図である。このフィードバック用同定器３２Ａは、図２７のフィードバック用同定器３２を等価変換して得られる。

フィードバック用同定器３２Ａは、燃料噴射量Gfuel(k-1)及び基準値Bbsに、遅れ係数Cによって特徴付けられる遅れ演算を行う遅れ演算部３２３Ａと、この遅れ演算部３２３Ａの出力にモデルパラメータA,Bによって特徴付けられる所定の演算を行うことによってＬＡＦセンサの出力の推定値φlaf_hat(k)を算出するＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１Ａと、推定値φlaf_hat(k)とＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)との同定誤差E_id(k)（式（１２）参照）が最小になるように２つのモデルパラメータの値A(k),B(k)を逐次同定する同定演算部３２２Ａと、を含んで構成される。

遅れ演算部３２３Ａは、燃料噴射量Gfuel、燃料噴射量に基準値を乗じて得られる値Gfuel・Abs、及び基準値Bbsに対し、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５によって同定された遅れ係数C(k)を利用した遅れ演算（下記式（３３−１）〜（３３−３）参照）を行うことにより、下記フィルタ値AG_f(k),Bbs(k),Gf_f(k)を算出する。

ＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１Ａは、これらフィルタ値AG_f(k),Bbs(k),Gf_f(k)にモデルパラメータA,Bの修正値dA,dBで特徴付けられる下記式（３４）に示す演算を行うことにより、ＬＡＦセンサの出力の推定値φlaf_hat(k)を算出する。

同定演算部３２２Ａは、ＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)と、上記モデル式（１１−１）及び（１１−２）から導出されるＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hat(k)との同定誤差E_idが最小になるように、２つのモデルパラメータの修正値dA(k),dB(k)を逐次同定する。しかし、推定値φlaf_hat(k)には、式（３４）に示すように、モデルパラメータの修正値dA,dBの何れにも比例していない項が存在することから、上記式（１２）に示すように同定誤差E_idを定義し、これが最小となるように直接修正値dA(k),dB(k)を同定することはできない。そこで、演算の便宜上、同定演算部３２２Ａでは、ＬＡＦセンサの出力を直接扱わずに、ＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)から上記式（３４）の右辺の定数項AG_f(k)及びBbs(k)を減算して得られる仮想出力V(k)（下記式（３５−１）参照）と、この仮想出力V(k)の推定値V_hat(k)（下記式（３５−２）参照）とを定義し、これらの偏差によって定義される同定誤差E_id’’(k)を用いる（下記式（３５−３）参照）。

なお、この同定誤差のE_idからE_id’’への再定義は、図２８に示すブロック図を、図２９に示すブロック図に書き換えることと等価であり、また得られる結果も等しい。

同定演算部３２２Ａでは、モデルパラメータA,Bの修正値dA,dBを成分とする修正ベクトルdΘ’を下記式（３６−１）で定義し、入出力ベクトルζ’を下記式（３６−２）で定義する。

以上の定義の下、同定誤差E_id’’(k)を最小にする修正ベクトルdΘ’は、逐次型最小２乗法アルゴリズムによれば、上記式（１５）と同様に下記式（３７）で算出される。

ここで、行列Λ’は、忘却行例であり、下記式（３８−３）で定義される。忘却行列Λ’の対角成分λ1’,λ2’は、それぞれ、０から１の間で設定される。またλ1’,λ2’の何れかは1とすることが好ましい。
また、行列Kp’は、モデルパラメータ更新ゲイン行列であり、下記式（３８−１）で定義される。この式（３８−１）中、行列P’は、適応ゲイン行列であり、下記式（３８−２）で定義される。適応ゲイン行列P’の対角成分p1’,p2’は、それぞれ、正の値に設定される。

同定演算部３２２Ａでは、以上のような演算式によって、再定義された同定誤差E_id’’を最小にするようなモデルパラメータA,Bの修正値dA,dBを同定する。なお、モデルパラメータA,Bの値は、式（９−１）及び（９−２）から算出される。以上説明した図２８及び図２９に示すフィードバック用同定器３２Ａによれば、図２７に示すフィードバック用同定器３２と異なり、モデルパラメータA(k),B(k)の演算ループ内にフィルタ要素G(z)が存在しないため、同定演算部３２２Ａの同定速度を向上できる。

なお、上記実施形態では、床下触媒を選択還元触媒とした例について説明したが、本発明は、これに限らない。上述のように床下触媒は、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としても効果的である。

図３０は、床下触媒コンバータ４２Ａの床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒とした場合における排気浄化システム２Ａの構成を示す図である。上記実施形態の排気浄化システム２では、選択還元触媒に還元剤を供給するために還元剤供給装置４３が必要であった。しかし、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒は、排ガス中のＨＣを還元剤として利用するため、この排気浄化システム２Ａでは、還元剤供給装置を設ける必要はない。ただし、この排気浄化システム２Ａでは、ＥＣＵ３Ａは、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒で吸着したＮＯｘを還元するために、排ガスの当量比をストイキ又はストイキよりリッチ側にする当量比制御を、上記実施形態で説明した当量比制御とは別に適宜実行する必要がある。排気浄化システム２Ａには、このようなＮＯｘを還元するための当量比制御を実行するタイミングをＥＣＵ３Ａで判断するため、床下触媒コンバータ４３Ａの上流側には、ＬＡＦセンサ（又は酸素濃度センサ）２２Ａが設けられる。また、図３０に示すような排気浄化システムでは、直下触媒にもＮＯｘ吸蔵還元型触媒を用いる場合、すなわち、直下触媒と床下触媒との両方にＮＯｘ吸蔵還元触媒を用いる場合、これら直下触媒と床下触媒は、一体のものとしてもよい。

また、上述のように、ＬＡＦセンサの出力特性は、その検出素子にすすが付着することによって変化する。そこで、このような検出素子へのすすの付着を防止するため、図３１に示すように、ＬＡＦセンサ２１の上流側に酸化触媒（又は三元触媒）４４Ｂをさらに設けてもよい。

また、上記実施形態では、エンジンをディーゼルエンジンとした例について説明したが、本発明はこれに限らず、リーン燃焼方式のガソリンエンジンとしてもよい。

また、上記実施形態では、燃料噴射量Gfuelを入力とした噴射量−センサ出力モデル（式（８）〜（１０）参照）を定義したが、モデルの入力は燃料噴射量そのものに限らず、燃料噴射量から所定の演算を経て得られる物理量でもよい。例えば、燃料噴射量Gfuel(k)を所定のマップ値（フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ff）で除算することにより定義される新たな物理量Kg(k)（下記式（３９）参照）を入力としたモデルを定義してもよい。

燃料噴射量Gfuel(k)の代わりに、上記物理量Kg(k)を入力とした場合、上記式（８）のモデル式は、下記式（４０−１）で置き換えられる。また、この場合、モデルパラメータA’(k)の定義式（９−１）は、下記式（４０−２）で置き換えられ、モデルパラメータA’(k)の基準値Abs’(k)の定義式（９−３）は、下記式（４０−３）で置き換えられる。

以上のように、燃料噴射量Gfuelから新たな物理量Kgを定義し、これをモデルの入力としても、上記式（４０−１）〜（４０−３）に示すように各種パラメータを適宜再定義することにより、同様の結果を得ることができる。また、これと同じことはモデルの出力についても同様に成り立つ。すなわち、ＬＡＦセンサの出力φlafを出力とした噴射量−センサ出力モデル（式（８）〜（１０）参照）を定義したが、モデルの出力はＬＡＦセンサの出力そのものに限らず、ＬＡＦセンサの出力から所定の演算を経て得られる物理量でもよい。例えば、ＬＡＦセンサの出力の逆数に係数（例えば、14.5）を乗算して得られる空燃比をモデルの出力としてもよい。

１…エンジン（内燃機関）
１１…排気通路
２…排気浄化システム
２１…ＬＡＦセンサ（排ガスセンサ）
３…ＥＣＵ（制御装置）
３１…燃料噴射量算出部
３２…リーン運転モードコントローラ
３４…適応フィードバックコントローラ
３５…ＬＡＦ遅れ補償用同定器（第２同定部）
３６…フィードバック同定器（第１同定部）
３７…ストイキ運転モードコントローラ（コントローラ）
４…触媒浄化装置

Claims (6)

1. 内燃機関の排ガスの当量比を検出する排ガスセンサの出力に基づいて、前記機関の混合気の当量比を制御する内燃機関の制御装置であって、
   前記機関の燃料噴射量に関するパラメータから前記排ガスセンサの出力に関するパラメータまでの系を、第１モデルパラメータを含む第１モデル式及び当該第１モデルパラメータとは別の第２モデルパラメータを含む第２モデル式を組み合わせて構成される噴射量−センサ出力モデルとしてモデル化するとともに、前記第１モデルパラメータの値を逐次同定する第１同定部と、
   前記第１モデル式を利用してその値が算出される排ガスの当量比に関するパラメータから前記排ガスセンサの出力に関するパラメータまでの系を、前記第２モデル式によって排ガス当量比−センサ出力モデルとしてモデル化するとともに、前記排ガスセンサの出力に基づいて前記第２モデルパラメータの値を逐次同定する第２同定部と、
   前記第１モデルパラメータに基づいて前記機関の混合気の当量比を制御するためのパラメータの値を決定するコントローラと、を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記第２同定部は、少なくとも前記排ガスセンサの出力が変化している間に前記第２モデルパラメータの値を更新することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記第１同定部は、前記機関が特定の第１運転条件下にある間に前記第１モデルパラメータの値を更新し、
   前記第２同定部は、前記機関が前記第１運転条件よりも広い第２運転条件下にある間に前記第２モデルパラメータの値を更新することを特徴とする請求項１又は２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記第２モデルパラメータは、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、
   前記第２同定部によって同定された前記第２モデルパラメータの値と所定の異常判定閾値との比較によって、前記排ガスセンサの異常を判定する異常判定部をさらに備えることを特徴とする請求項１から３の何れかに記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記第１同定部は、
   前記燃料噴射量を入力として、前記第１モデル式及び前記第２モデル式によって前記排ガスセンサの出力の推定値を算出するセンサ出力推定演算部と、
   当該推定値と前記排ガスセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する同定演算部と、を備えることを特徴とする請求項１から４の何れかに記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記第２モデルパラメータは、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、
   前記第１同定部は、
   前記燃料噴射量に前記第２モデルパラメータによって特徴付けられる遅れ演算を行う遅れ演算部と、
   前記遅れ演算部の出力に前記第１モデルパラメータによって特徴付けられる所定の演算を行うことによって前記排ガスセンサの出力の推定値を算出するセンサ出力推定演算部と、
   当該推定値と前記排ガスセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する同定演算部と、を備えることを特徴とする請求項１から４の何れかに記載の内燃機関の制御装置。
   

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