JP6254691B2 - 内燃機関の排気浄化システム - Google Patents

Description

内燃機関の排気浄化システムは、機関の排気に含まれる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気中の上記三元成分を浄化するものが主流となっている。排気を浄化する触媒には、酸化触媒（以下、ＤＯＣ（Diesel Oxidation Catalyst）との略称を用いる場合もある）、三元触媒（以下、ＴＷＣ（Three-Way Catalyst）との略称を用いる場合もある）、リーンＮＯｘ触媒（以下、ＬＮＴ（Lean NOx Trap）との略称を用いる場合もある）、及び選択還元触媒（以下、ＳＣＲ触媒（Selective Catalytic Reduction Catalyst）との略称を用いる場合もある）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、混合気の空燃比をリーンとし酸素を多く含んだ排気（リーン空燃比の排気）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、混合気の空燃比をストイキとした排気（ストイキ空燃比の排気）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（以下、ＯＳＣ（Oxygen Storage Capacity）材との略称を用いる場合もある）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空燃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気中に存在する還元剤の存在下でＮＯｘを還元する。リーンＮＯｘ触媒は、リーン空燃比の排気下で排気中のＮＯｘを吸蔵しておき、ストイキ又はストイキよりリッチの空燃比の排気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、リーン空燃比の排気下でのＮＯｘ浄化性能を確保するために、これら選択還元触媒やリーンＮＯｘ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及び２には、三元触媒と、ＤｅＮＯｘ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。特許文献１の排気浄化システムでは、排気通路のうち床下に設けられたＤｅＮＯｘ触媒が十分なＮＯｘ浄化性能を発揮できない暖機過程中に、混合気の空燃比をストイキとするストイキ運転を行い、三元触媒における三元浄化反応を利用して、暖機過程中におけるＮＯｘ浄化率の低下を抑制する。特許文献２の排気浄化システムでは、ＮＯｘ排出量が所定の許容量を超えてしまうような過渡運転時にストイキ運転を行い、三元浄化反応を利用して効率的にＮＯｘを浄化する。またこのようなストイキ運転に関連して、特許文献３には、ＤｅＮＯｘ触媒に吸蔵されたＳＯｘを脱離させるＳＯｘ放出制御時には、メイン噴射の後にアフター噴射を行うことによって混合気の空燃比をストイキにする排気浄化システムが記載されている。

特開２０１０−１１６７８１号公報 特開２００９−２９３５８５号公報 特開２０１０−１２７２５１号公報

以上のように、ＤｅＮＯｘ触媒を備えた排気浄化システムでは、ストイキ運転を行うことにより、リーン運転を継続してＤｅＮＯｘ触媒を主体としてＮＯｘを浄化する場合よりも、システム全体でのＮＯｘ排出量を低減できる場合がある。ところがストイキ運転を行うと、内燃機関から排出される粒子状物質（以下、「ＰＭ(Particulate Matter)」という）の量はＮＯｘとは逆に増加することが知られている。このため、ストイキ運転時には、特許文献３の技術のようにアフター噴射を行うことが好ましい。アフター噴射を行うと、メイン噴射によって発生したＰＭを気筒内で燃焼できるので、内燃機関から排出されるＰＭの量を低減できる。

図３２は、ストイキ運転中におけるアフター噴射量［ｍｇ／ｓｔｒ］又はメイン噴射とアフター噴射とのセパレーション［ｄｅｇ．］と、ＰＭ排出量［ｍｇ／ｓｔｒ］及びＨＣ排出量［ｍｇ／ｓｔｒ］との関係を示す図である。図３２において、実線はＰＭ排出量を示し、破線はＨＣ排出量を示す。なお図３２において、ＰＭ排出量及びＨＣ排出量は、何れも単位時間当たりに内燃機関から排出される量である。

図３２の実線に示すように、ＰＭ排出量は、アフター噴射量を多くするほど又はアフター噴射のセパレーションを広げるほど減少する。ところが図３２の破線で示すように、ＨＣ排出量は、アフター噴射量を多くするほど又はアフター噴射のセパレーションを広げるほど増加する。すなわち、ストイキ運転中において、ＰＭ排出量とＨＣ排出量との間にはトレードオフの関係がある。ところが従来では、アフター噴射量やアフター噴射時期は、このようなＰＭ排出量とＨＣ排出量との関係には着目することなく、予め定められたマップにより内燃機関の運転状態に応じて一義的に定められていたため、必ずしもＰＭ排出量及びＨＣ排出量が最適になっているとは言えなかった。

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、ＰＭ排出量及びＨＣ排出量を最適にできる内燃機関の排気浄化システム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、エンジン１）の排気浄化システム（例えば、排気浄化システム２）は、内燃機関の排気通路（例えば、排気通路１１）に設けられ、排気中のＨＣを酸化する機能を有するＨＣ酸化触媒（例えば、ＬＮＴ４１）と、メイン噴射と当該メイン噴射より後であってメイン噴射との間隔を広げるほど気筒内でのＰＭの燃焼量が増加する領域内での燃料噴射であるアフター噴射とを実行可能な燃料噴射弁（例えば、燃料噴射弁１３）と、当該燃料噴射弁からの燃料噴射量及び燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段（例えば、ＥＣＵ３）と、前記ＨＣ酸化触媒の温度を取得する温度取得手段（例えば、触媒前温度センサ５３、触媒後温度センサ５４、及びＥＣＵ３）と、前記ＨＣ酸化触媒の温度に基づいて当該ＨＣ酸化触媒のＨＣ酸化能力を推定する酸化能力推定手段（例えば、ＥＣＵ３、及び後述の図１０のＳ５２〜Ｓ５４の処理の実行に係る手段）と、を備え、前記燃料噴射制御手段は、前記ＨＣ酸化能力が高いほどメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔を広げる。

図３１は、メイン噴射の後に行われる燃料噴射であるアフター噴射とポスト噴射の相違を説明するための図である。図３１には、メイン噴射の後に行われる燃料噴射の噴射時期及び噴射量と、気筒からのＰＭ排出量（左側）及びＨＣ排出量（右側）との関係を示す。また図３１には、エンジン運転条件を一定に保ったまま、メイン噴射後の燃料噴射時期を約４５〜７５［ｄｅｇＡＴＤＣ］の範囲内で変化させた場合と、メイン噴射後の燃料噴射量を２ｍｇ（細線）、６ｍｇ（中太線）、及び８ｍｇ（太線）に変化させた場合を示す。なお図３１に示す例では、トータルでの燃料噴射量を一定に保ちながらメイン噴射後の燃料噴射量を変化させ、またメイン噴射時期を一定に保ちながらメイン噴射後の燃料噴射時期を変化させた。

図３１の右側に示すように、ＨＣ排出量は、メイン噴射後の燃料噴射量を増加させるほど増加する。またＨＣ排出量は、メイン噴射時期とその後の燃料噴射時期との間隔を広げるほど増加する。また、図３１の左側に示すように、メイン噴射後の燃料噴射量を増加させるほどＰＭ排出量は減少する。このＰＭ排出量の減少は、メイン噴射量が減少することによって気筒内に生成されるＰＭの量が減少することと、メイン噴射後に追加的に供給された燃料によって気筒内で低温ＰＭ燃焼が発生することによる。

また、図３１の左側に示すように、メイン噴射後の燃料噴射時期を遅角化すると、約６５度までは遅角化に伴ってＰＭ排出量が減少（すなわち、気筒内でのＰＭ燃焼量が増加）するが、約６５度以降は遅角化してもＰＭ排出量は減少しない。これは、メイン噴射後の燃料噴射を約６５度まで遅らせると、燃焼ガスが低温化しすぎてしまい、低温ＰＭ燃焼が促進されなくなるためである。すなわち、メイン噴射後の燃料噴射を、約６５度を超えて遅らせたとしても、それ以上のＰＭ排出量減少効果を望めないばかりか、ＨＣ排出量が増加するだけである。

メイン噴射の後に行う燃料噴射は、アフター噴射とこのアフター噴射よりさらに後に行うポスト噴射とに分けられるが、両者を明確に区別する定義は存在しない。そこで本発明では、噴射時期の遅角化によって奏する効果に上述のような質的な変化が表れる時期によって、アフター噴射とポスト噴射とを区別する。すなわち、メイン噴射の後であって、遅角化するほど気筒内でのＰＭ燃焼量が増加する領域（図３１の例では、４５〜６５［ｄｅｇＡＴＤＣ］）内での燃料噴射をアフター噴射と定義する。また、ポスト噴射は、メイン噴射及びアフター噴射の後であって、遅角化しても気筒内でのＰＭ燃焼量は増加せずに、ＨＣの排出量だけが増加する領域（図３１の例では、６５［ｄｅｇＡＴＤＣ］以降）内での燃料噴射をポスト噴射と定義する。

（２）この場合、前記排気通路には、排気通路内に添加された還元剤の存在下で排気中のＮＯｘを浄化するＤｅＮＯｘ機能を有するＤｅＮＯｘ触媒がさらに設けられ、前記ＨＣ酸化触媒は、ストイキ空燃比の排気下で排気中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを浄化する三元浄化機能を有し、前記排気浄化システムは、前記機関の状態及び前記排気通路内の状態の両方又は何れかに応じて、前記ＤｅＮＯｘ機能によって浄化できるＮＯｘ量に対する前記ＮＯｘ浄化触媒に流入するＮＯｘ量の割合が大きくなるＮＯｘ過剰状態であるか否かを判定するＮＯｘ過剰状態判定手段をさらに備え、前記燃料噴射制御手段は、前記ＮＯｘ過剰状態でない場合には燃焼空燃比をストイキよりリーンに制御し、前記ＮＯｘ過剰状態である場合には燃焼空燃比をストイキに制御することが好ましい。

（３）この場合、前記ＨＣ酸化触媒（例えば、ＬＮＴ４１）は、ストイキ空燃比の排気下で排気中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを浄化する三元浄化機能と、排気通路内に添加された還元剤の存在下で排気中のＮＯｘを浄化するＤｅＮＯｘ機能とをさらに有し、前記排気浄化システムは、前記機関の状態及び前記排気通路内の状態の両方又は何れかに応じて、前記ＤｅＮＯｘ機能によって浄化できるＮＯｘ量に対する前記ＮＯｘ浄化触媒に流入するＮＯｘ量の割合が大きくなるＮＯｘ過剰状態であるか否かを判定するＮＯｘ過剰状態判定手段（例えば、ＥＣＵ３、及び後述の図６のＳ２３〜Ｓ２５の実行に係る手段）をさらに備え、前記燃料噴射制御手段は、前記ＮＯｘ過剰状態でない場合には燃焼空燃比をストイキよりリーンに制御し、前記ＮＯｘ過剰状態である場合には燃焼空燃比をストイキに制御することが好ましい。

（４）本発明の内燃機関（例えば、エンジン１）の排気浄化システム（例えば、排気浄化システム２）は、内燃機関の排気通路（例えば、排気通路１１）に設けられ、排気中のＨＣを酸化するＨＣ酸化機能と、ストイキ空燃比の排気下で排気中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを浄化する三元浄化機能と、排気通路内に添加された還元剤の存在下で排気中のＮＯｘを浄化するＤｅＮＯｘ機能と、を有するＨＣ酸化触媒（例えば、ＬＮＴ４１）と、メイン噴射と当該メイン噴射より後であってメイン噴射との間隔を広げるほど気筒内でのＰＭの燃焼量が増加する領域内での燃料噴射であるアフター噴射とを実行可能な燃料噴射弁（例えば、燃料噴射弁１３）と、当該燃料噴射弁からの燃料噴射量及び燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段（例えば、ＥＣＵ３）と、前記ＨＣ酸化触媒の温度を取得する温度取得手段（例えば、触媒前温度センサ５３、触媒後温度センサ５４、及びＥＣＵ３）と、前記ＨＣ酸化触媒の温度に基づいて当該ＨＣ酸化触媒のＨＣ酸化能力を推定する酸化能力推定手段（例えば、ＥＣＵ３、及び後述の図１０のＳ５２〜Ｓ５４の処理の実行に係る手段）と、前記機関の状態及び前記排気通路内の状態の両方又は何れかに応じて、前記ＤｅＮＯｘ機能によって浄化できるＮＯｘ量に対する前記ＮＯｘ浄化触媒に流入するＮＯｘ量の割合が大きくなるＮＯｘ過剰状態であるか否かを判定するＮＯｘ過剰状態判定手段（例えば、ＥＣＵ３、及び後述の図６のＳ２３〜Ｓ２５の実行に係る手段）と、を備え、前記燃料噴射制御手段は、前記ＮＯｘ過剰状態であると判定されたときは、前記ＨＣ酸化能力が高くなるほどアフター噴射量を多くしながら、燃焼空燃比をストイキに制御する。

（５）この場合、前記ＨＣ酸化能力は、前記ＨＣ酸化触媒の温度及び排気ボリュームに依存した基本因子(Pox_bs)と前記ＨＣ酸化触媒の劣化度合いに依存した劣化因子(Kmod,Kox,Krd,Dtw)とよって数値化されることが好ましい。

（６）この場合、前記酸化能力推定手段は、アフター噴射によって供給された燃料が前記ＨＣ酸化触媒の昇温に寄与する度合いを示す前記ＨＣ酸化触媒の発熱係数(c)に基づいて前記ＨＣ酸化能力を推定することが好ましい。

（７）この場合、前記酸化能力推定手段は、前記ＨＣ酸化触媒に貯蔵された酸素を脱離するために必要な還元剤量、又は前記ＨＣ酸化触媒に貯蔵されたＮＯｘを還元するために必要な還元剤量(Crd_hat)に基づいて前記ＨＣ酸化能力を推定することが好ましい。

（８）この場合、前記排気浄化システムは、前記ＨＣ酸化触媒の下流側の排気中の酸素濃度を検出するＯ_２センサ（例えば、触媒後Ｏ_２センサ５２）をさらに備え、前記酸化能力推定手段は、前記Ｏ_２センサの出力値(Vout)が所定の目標値(Vcmd)に維持されるように設定された空燃比目標値(AFcmd)に基づいて前記ＨＣ酸化能力を推定することが好ましい。

（１）メイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔を広げると、ＰＭ排出量は減少するがＨＣ排出量は増加する。また、メイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔を狭めると、ＰＭ排出量は増加するがＨＣ排出量は減少する（上述の図３１参照）。本発明では、ＨＣ酸化触媒におけるＨＣの酸化能力をＨＣ酸化触媒の温度に基づいて推定し、ＨＣ酸化能力が高いほどメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔を広げる。例えば上述のようにメイン噴射とアフター噴射とを併用してストイキ運転を行う場合には、このようにＨＣ酸化触媒のＨＣ酸化能力に応じてメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔を制御することにより、ＨＣ酸化触媒の下流に排出される未浄化のＨＣの量を許容範囲内に維持しながら、機関から排出されるＰＭの量を最小限に留めることができる。

（２）本発明では、機関の状態及び排気通路内の状態の両方又は何れかに応じて、前記リーンＮＯｘ浄化機能によって浄化できるＮＯｘ量に対する前記ＮＯｘ浄化触媒に流入するＮＯｘ量の割合が大きくなるＮＯｘ過剰状態であるか否かを判定する。ここでＮＯｘ過剰状態とは、より具体的には、機関から排出されるＮＯｘ量が多くなる加速運転時や、ＮＯｘ浄化触媒の温度が低くリーンＮＯ浄化機能が低下する機関の始動直後等をいう。本発明では、ＮＯｘ過剰状態でない場合には、リーンＮＯｘ浄化機能を利用してＮＯｘを浄化すべく、燃焼空燃比をストイキよりリーンに制御するリーン運転を行い、ＮＯｘ過剰状態である場合には、三元浄化機能を利用してＮＯｘを浄化すべく、メイン噴射とアフター噴射とを併用しながら燃焼空燃比をストイキに制御するストイキ運転を行う。このように、機関や排気通路内の状態に応じてリーン運転とストイキ運転とを切り替えることにより、排気浄化システム全体でのＮＯｘ浄化率を高く維持できる。また、ストイキ運転を行う際には、上述のようにＨＣ酸化能力に基づいてメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔を制御することにより、ＨＣ酸化触媒の下流に排出される未浄化のＨＣの量を許容範囲内に維持しながら、機関から排出されるＰＭの量を最小限に留めることができる。以上をまとめると、本発明によれば、ＰＭの排出量を最小限に留めながら、ＮＯｘ及びＨＣを効率的に浄化できる。

（３）本発明は、ＨＣ酸化触媒がＮＯｘ浄化機能を有する点で上記（２）の発明と異なる。したがって、本発明によれば、（２）の発明と同様の効果を奏する。

（４）アフター噴射量を多くすると、ＰＭ排出量は減少するがＨＣ排出量は増加する。また、アフター噴射量を少なくすると、ＰＭ排出量は増加するがＨＣ排出量は減少する（上述の図３１参照）。本発明では、ＮＯｘ過剰状態であると判定された場合には、三元浄化機能を利用して排気中のＮＯｘを効率的に浄化すべく、燃焼空燃比をストイキに制御するストイキ運転を行う。また本発明では、ストイキ運転を行いながら、ＨＣ酸化能力が高くなるほどアフター噴射量を多くする。これにより、ＨＣ酸化触媒の下流に排出される未浄化のＨＣの量を許容範囲内に維持しながら、機関から排出されるＰＭの量を最小限に留めることができる。

（５）本発明では、酸化触媒の温度や排気ボリューム等のその時における機関の状態や排気通路内の状態に応じて変化する基本因子と、ＨＣ酸化触媒の劣化度合いに応じて変化する劣化因子とを利用してＨＣ酸化触媒のＨＣ酸化能力を数値化する。これにより、ＨＣ酸化能力の強さを常に適切に把握できるので、メイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔やアフター噴射量を適切に制御できる。

（６）アフター噴射を行うと、メイン噴射によって生じたＰＭが燃焼し、ＰＭ排出量が減少すると同時に、ＨＣ排出量が増加する。そしてＨＣ排出量が増加すると、その分だけＨＣ酸化機能によってＨＣ酸化触媒における発熱量も増加する。すなわち、アフター噴射によって供給された燃料がＨＣ酸化触媒の昇温に寄与する度合いを示すＨＣ酸化触媒の発熱係数は、ＨＣ酸化機能を示す指標となり得る。本発明では、このような特性を有する発熱係数を用いることにより、精度良くＨＣ酸化能力を推定することができ、ひいてはメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔やアフター噴射量を適切に制御できる。

（７）ＨＣ酸化触媒は、排気中の酸素やＮＯｘを貯蔵する所謂ストレージ機能を有するものが用いられる場合がある。そしてこのストレージ機能は、ＨＣ酸化触媒の劣化の進行に伴って、ＨＣ酸化機能と同程度で低下すると推定される。したがって、ＨＣ酸化触媒に貯蔵された酸素を脱離するために必要な還元剤量や、ＨＣ酸化触媒に貯蔵されたＮＯｘを還元するために必要な還元剤量等は、ＨＣ酸化触媒のストレージ機能の強さだけでなく、ＨＣ酸化機能の強さを示す指標となり得る。本発明では、このような還元剤量を用いることにより、精度良くＨＣ酸化能力を推定することができ、ひいてはメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔やアフター噴射量を適切に制御できる。

（８）本発明では、ＨＣ酸化触媒の下流側に設けられたＯ_２センサの出力値が所定の目標値に維持されるように設定された空燃比目標値に基づいてＨＣ酸化能力を推定する。ここで、Ｏ_２センサの出力値がその目標値に維持された状態とは、ＨＣ酸化触媒の下流側に僅かに還元剤がスリップした状態に相当する。また、このような還元剤スリップの状態を維持するために上流側から供給する必要のある還元剤の量は、ＨＣ酸化触媒の還元能力の低下に伴って少なくなる。ＨＣ酸化触媒の還元能力の低下に伴って、Ｏ_２センサの出力値を目標値に維持するための空燃比目標値はリーン側へシフトする。また、このＨＣ酸化触媒の還元能力は、ＨＣ酸化触媒の劣化の進行に伴って、ＨＣ酸化機能と同程度で低下すると推定される。したがって、上記空燃比目標値は、ＨＣ酸化触媒の還元能力の強さだけでなく、ＨＣ酸化機能の強さを示す指標となり得る。本発明では、このような空燃比目標値を用いることにより、精度良くＨＣ酸化能力を推定することができ、ひいてはメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔やアフター噴射量を適切に制御できる。

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。 ストイキ運転中におけるアフター噴射量又はアフター噴射時期とＰＭ排出量及びＨＣ排出量との関係を示す図である。 直下触媒の入口側の排気の温度、出口側の排気の温度、直下触媒の担体温度、及び排気ボリューム等と、ＨＣ酸化性能との関係を示す図である。 アフター噴射量の補正係数を決定するマップの一例である。 燃料噴射制御の具体的な手順を示すメインフローチャートである。 ストイキ運転条件判断処理の具体的な手順を示すフローチャートである。 ストイキモードフラグの値を決定するマップ（三元浄化モード時用）の一例である。 ストイキモードフラグの値を決定するマップ（併用モード時用）の一例である。 触媒前空燃比フィードバック演算の具体的な手順を示すフローチャートである。 ストイキ運転時におけるアフター噴射量及びアフター噴射タイミングを決定する具体的な手順を示すフローチャートである。 酸化特性パラメータの基準値を決定するマップの一例である。 アフター噴射量の基準値を決定するマップの一例である。 アフター噴射量の補正係数を決定するマップの一例である。 アフター噴射タイミングの基準値を決定するマップの一例である。 アフター噴射タイミングの補正量を決定するマップの一例である。 触媒後空燃比フィードバック演算の具体的な手順を示すフローチャートである。 弱リッチモードの下で目標空燃比を決定するマップの一例である。 触媒後Ｏ_２センサの出力の目標値を決定するマップの一例である。 触媒後空燃比フィードバック演算の実行時における触媒前ＬＡＦセンサ出力及び触媒後Ｏ_２センサ出力の変化の具体例を示すタイムチャートである。 直下触媒還元特性判定処理の具体的な手順を示すフローチャートである。 直下触媒還元特性判定処理の実行時における還元処理完了フラグ等の変化の具体例を示すタイムチャートである。 触媒三元特性適応演算の具体的な手順を示すフローチャートである。 三元特性重み関数の形状の一例を示す図である。 触媒還元特性適応演算の具体的な手順を示すフローチャートである。 基準還元剤供給量を決定するマップの一例である。 還元剤供給量重み関数の形状の一例を示す図である。 直下触媒の熱モデルの逐次同定演算の具体的な手順を示すフローチャートである。 触媒酸化特性適応演算の具体的な手順を示すフローチャートである。 酸化特性重み関数の形状の一例を示す図である。 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。 アフター噴射とポスト噴射との相違を説明するための図である。 ストイキ運転中におけるアフター噴射量又はメイン噴射とアフター噴射とのセパレーションと、ＰＭ排出量及びＨＣ排出量との関係を示す図である。

以下、本発明の一実施形態を、図面を参照しながら説明する。
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及びその排気浄化システム２の構成を示す図である。エンジン１は、燃焼空燃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。

排気浄化システム２は、エンジン１の排気通路１１に設けられたリーンＮＯｘ触媒（以下、「ＬＮＴ」という）４１及び排気浄化フィルタ（以下、「ＤＰＦ」という）４３と、排気通路１１中に還元剤としての燃料を噴射する排気燃料噴射装置４５と、エンジン１及び排気燃料噴射装置４５を制御する電子制御ユニット（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１３が設けられている。これら燃料噴射弁１３は、図示しない駆動装置を介してＥＣＵ３に接続される。ＥＣＵ３は、後に図２〜２９を参照して説明する燃料噴射制御によって燃料噴射弁１３からの燃料噴射量、及び燃料噴射時期等を決定し、駆動装置は、決定された燃料噴射態様が実現されるように燃料噴射弁１３を駆動する。

ＬＮＴ４１は、酸化機能と、ＤｅＮＯｘ機能と、三元浄化機能との少なくとも３つの機能を備える。ここで酸化機能とは、燃焼空燃比をストイキよりリーンとするリーン運転中において、排気に含まれるＨＣ及びＣＯを酸化する機能をいう。ＤｅＮＯｘ機能とは、リーン運転中に、排気に含まれるＮＯｘを吸蔵し、排気燃料噴射装置４５からの排気燃料噴射や燃料噴射弁１３からのポスト噴射等によって排気中に燃料が供給されると、これを還元剤としてＮＯｘを還元する機能をいう。また三元浄化機能とは、燃焼空燃比をストイキにするストイキ運転中に、排気に含まれるＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを合わせて浄化する機能をいう。

以上のように、排気中のＮＯｘは、リーン運転中はＬＮＴ４１のＤｅＮＯｘ機能を利用して浄化でき、ストイキ運転中はＬＮＴ４１の三元浄化機能を利用して浄化できる。ここで、ＤｅＮＯｘ機能を利用してＮＯｘを浄化した場合と、三元浄化機能を利用してＮＯｘを浄化した場合とを比較すると、三元浄化機能を利用した場合の方が効率的にＮＯｘを浄化できる。そこで、例えば高負荷運転時であってエンジン１から排出されるＮＯｘ量が多くなる場合や、ＬＮＴ４１が活性に達しておらず十分にＤｅＮＯｘ機能を発揮できない場合等（後述のＮＯｘ過剰状態）には、三元浄化機能を利用して排気を浄化すべく、リーン運転からストイキ運転に切り替えられる。なお、これらリーン運転とストイキ運転とを切り替える具体的な手順については、後に図６を参照して詳述する。

ＤＰＦ４３は、排気がフィルタ壁の微細な孔を通過する際、排気中の炭素を主成分とするＰＭを、フィルタ壁の表面及びフィルタ壁中の孔に堆積させることによって捕集する。フィルタ壁の構成材料としては、例えば、チタン酸アルミニウムやコージェライトなどを材料とした多孔質体が使用される。

ところで、排気通路１１は、図示しないエンジンルーム内に位置する区間（エンジン直下区間）と、図示しない車両の床下に位置する区間（床下区間）とに分けられる。直下区間は、床下区間よりもエンジン１に近い。したがって、直下区間は、床下区間よりも平均温度が高くまたエンジン１の始動後の温度上昇も速やかである。そこで、上記酸化機能、三元浄化機能、及びＤｅＮＯｘ機能をできるだけ有利に発揮させるため、ＬＮＴ４１は、排気通路１１のうち直下区間内に設けられる。以上のようにＬＮＴ４１は直下区間内に設けられることから、以下ではＬＮＴ４１を、直下触媒ともいう。

ＤＰＦ４３の捕集能力の限界までＰＭを捕集すると、圧損が大きくなる。このため、捕集したＰＭを燃焼除去し、ＤＰＦ４３のフィルタ機能を再生する強制再生処理が適宜実行される。この強制再生処理では、例えばポスト噴射や排気燃料噴射装置４５からの燃料噴射を実行し、ＤＰＦ４３に流入する排気を昇温することにより、堆積していたＰＭを短時間で燃焼除去する。

排気燃料噴射装置４５は、燃料が貯蔵される燃料タンク４５１と、排気通路１１のうちＬＮＴ１１の上流側に設けられた排気燃料インジェクタ４５２と、燃料タンク４５１内の燃料をインジェクタ４５２に圧送する加圧ポンプ４５３と、を備える。排気燃料インジェクタ４５２は、図示しない駆動装置を介して、ＥＣＵ３に電磁的に接続されている。ＥＣＵ３は、ＬＮＴ４１のＤｅＮＯｘ機能を利用して排気を浄化する場合には、図示しない排気燃料噴射制御によって排気燃料インジェクタ４５２からの排気燃料噴射量及び排気燃料噴射時期を決定し、駆動装置は、決定された排気燃料噴射態様が実現するように排気燃料インジェクタ４５２を駆動する。

ところで、近年では、排気燃料インジェクタ４５２から燃料を噴射し、ＬＮＴ４１のＤｅＮＯｘ機能を利用してＮＯｘを還元する際、排気燃料インジェクタ４５２からの排気燃料噴射量を５Ｈｚ以上の周期で所定の範囲内で増減し、ＬＮＴ４１に流入する排気の炭化水素濃度を振動させると、ＬＮＴ４１上では炭化水素由来の中間生成物が生成され、この中間生成物によって高い浄化率でＮＯｘを浄化できることが知られている。ただし、ＬＮＴ４１の担体温度が約３５０℃以下である状態で上述のような態様で燃料を噴射すると、ＮＯｘの浄化に寄与しない不必要な成分（例えば、Ｎ_２Ｏ）が生成され、これがＬＮＴ４１の下流側へ排出してしまう場合がある。そこで、排気燃料噴射制御では、ＬＮＴ４１の担体温度が約３５０℃以上であって、６３０〜７００℃程度の上限温度以下である場合にのみ、上述のように燃料を間欠噴射する。

ＥＣＵ３には、排気通路１１内の状態やエンジン１の状態を検出するためのセンサとして、触媒前ＬＡＦセンサ５１、触媒後Ｏ_２センサ５２、触媒前温度センサ５３、触媒後温度センサ５４、クランク角度位置センサ５５、アクセル開度センサ５６、エアフローセンサ５７、及び大気温度センサ５８等が接続されている。

触媒後Ｏ_２センサ５２は、排気通路１１のうちＬＮＴ４１とＤＰＦ４３との間に設けられる。Ｏ_２センサ５２は、ＬＮＴ４１の下流側の排気の酸素濃度（空燃比）を検出し、検出値に応じた信号をＥＣＵ３に送信する。Ｏ_２センサ５２から出力される信号のレベルは、燃焼空燃比がストイキよりリッチである場合にはハイ（例えば、１）になり、ストイキよりリーンである場合にはロー（例えば、０）になるような略２値的な特性がある（例えば、後述の図１９参照）。以下では、Ｏ_２センサ５２の出力がローからハイに切り替わることを、出力の反転、という。

触媒前ＬＡＦセンサ５１は、排気通路１１のうちＬＮＴ４１及び排気燃料インジェクタ４５２より上流側に設けられる。ＬＡＦセンサ５１は、ＬＮＴ４１の上流側であって、排気燃料インジェクタ４５２から燃料が噴射される前の排気の空燃比を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。なおこのＬＡＦセンサ５１から出力される信号は、上記Ｏ_２センサ５２と異なり、リッチな領域からリーンな領域まで、より広範囲な空燃比の領域でリニアな特性を有する。

触媒前温度センサ５３は、排気通路１１のうちＬＮＴ４１より上流側に設けられ、触媒後温度センサ５４は、排気通路１１のうちＬＮＴ４１より下流側に設けられる。これら温度センサ５３，５４は、それぞれＬＮＴ４１に流入する排気及びＬＮＴ４１から流出する排気の温度を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。ＬＮＴ４１の担体温度は、ＥＣＵ５によって、これら温度センサ５３，５４の出力の重み付き平均値として推定される。

クランク角度位置センサ５５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、所定のクランク角ごとにパルスを発生し、そのパルス信号をＥＣＵ３に送信する。エンジン１の回転数は、このパルス信号に基づいてＥＣＵ３により算出される。アクセル開度センサ５６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）を検出し、検出値に略比例した検出信号をＥＣＵ３に送信する。ＥＣＵ３は、これらアクセル開度及びエンジン回転数等に応じて、ドライバ要求トルクを算出する。エアフローメータ５７は、吸気通路１２に設けられる。エアフローメータ５７は、吸気通路１２を流通する吸入空気量を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。ＥＣＵ３は、この吸入空気量に応じて排気ボリュームを算出する。

次に、図２〜２９を参照して、燃料噴射制御の内容について詳細に説明する。
図２は、ストイキ運転中におけるアフター噴射量[mg/str]又はアフター噴射時期[degATDC]と、ＰＭ排出量[mg/str]及びＨＣ排出量[mg/str]との関係を示す図である。図２において、実線はＰＭ排出量を示し、破線はＨＣ排出量を示す。なお図２において、ＰＭ排出量とは単位時間当たりにエンジンから排出されるＰＭの量を示し、ＨＣ排出量とは直下触媒の下流側へ浄化されずに排出されるＨＣの単位時間当たりの量を示す。

図３１を参照して説明したように、アフター噴射量を多くするか又はアフター噴射時期を遅らせると、エンジンから排出されるＰＭの量は減少するがエンジンから排出されるＨＣの量は増加する。また、図１に示す排気浄化システムでは、ストイキ運転時にエンジンから排出されるＨＣは、直下触媒における三元浄化機能を利用して酸化される。そうすると、直下触媒の下流側へのＨＣ排出量は、図２において３つの破線で示すように、その時の直下触媒のＨＣ酸化性能に応じて変化する。すなわち、直下触媒のＨＣ酸化性能が高くなるほど直下触媒の下流側へのＨＣ排出量は減少する。

ストイキ運転中は、直下触媒の下流側へのＨＣ排出量に対して、図２において一点鎖線で示すようなＨＣ排出量上限が設定される。また、ストイキ運転中は、ＤＰＦにかかる負担をできるだけ軽減するため、ＰＭ排出量は常に少ない方が好ましい。ストイキ運転中におけるＨＣ排出量とＰＭ排出量に対し、以上のような条件を課すと、アフター噴射量及びアフター噴射時期に対して、その時の直下触媒のＨＣ酸化性能に応じた上限が設定される。換言すれば、ＨＣ排出量を所定の上限以下にしかつＰＭ排出量をできるだけ少なくするためには、直下触媒のＨＣ酸化性能に応じてアフター噴射量及びアフター噴射時期を調整すればよい。次に、この点を考慮したアフター噴射量及びアフター噴射時期を決定する手順（ＳＴＥＰ１〜３）について簡単に説明する。

ＳＴＥＰ１では、直下触媒のＨＣ酸化性能を示すパラメータ（後述の酸化特性パラメータPoxに相当）を算出する。直下触媒のＨＣ酸化性能を決定する要因は、主に当該直下触媒が用いられている環境と、当該直下触媒の劣化度合い及び個体ばらつきと、に分けられる。ＳＴＥＰ１では、この酸化特性パラメータを、直下触媒が用いられる環境によって決定される基本因子（後述のPox_bsに相当）と、直下触媒の劣化度合いや個体ばらつきによって決定される劣化因子（後述のKmodに相当）との２つの因子を用いて数値化する。

図３は、直下触媒の入口側の排気の温度、出口側の排気の温度、直下触媒の担体温度、及び排気ボリューム等と、ＨＣ酸化性能との関係を示す図である。図３に示すように、直下触媒の入口側の温度、出口側の温度、又は担体温度が高くなるほど、直下触媒のＨＣ酸化性能は強くなる傾向がある。一方、排気ボリュームが増加するほど、直下触媒のＨＣ酸化性能は弱くなる傾向がある。すなわち、これら直下触媒の入口側の温度、出口側の温度、担体温度、及び排気ボリューム等は、上述の基本因子を決定するためのパラメータとして採用し得る。ＳＴＥＰ１では、これらパラメータを入力として用い、マップの検索や所定の演算式等を利用して基本因子を決定する。

また、直下触媒の劣化度合いや個体ばらつきは、直接数値化することはできない。したがって劣化因子は、これら劣化度合い等が直下触媒の様々な特性と相関があることに着目し、例えば以下のＴＹＰＥ１〜３のうちの何れかの方法によって決定する。

ＴＹＰＥ１では、直下触媒の酸化特性を利用して劣化因子を決定する。アフター噴射が行われると、アフター噴射量に概ね比例した量のＨＣが直下触媒に流入する。直下触媒では、流入したＨＣが酸化し、発熱する。このため、アフター噴射によって供給された燃料が直下触媒の昇温に寄与する度合いを示す発熱係数は、劣化因子として採用し得る。

ＴＹＰＥ２では、直下触媒のストレージ特性を利用して劣化因子を決定する。直下触媒は、排気中の酸素やＮＯｘを貯蔵するストレージ機能を有する。このため、直下触媒にストレージされた酸素やＮＯｘの量、又はこれら酸素やＮＯｘを脱離するために必要な還元剤の量は、劣化因子として採用し得る。

ＴＹＰＥ３では、後述の触媒後空燃比フィードバック制御の実行時において、直下触媒の下流側に設けられたＯ_２センサの出力値が所定の目標値に維持されるように設定された空燃比目標値又は実空燃比を利用して劣化因子を決定する。

ＳＴＥＰ２では、ＳＴＥＰ１で算出された酸化特性パラメータに基づいて、例えば図４に示すようなマップを検索することにより、アフター噴射量の補正係数及びアフター噴射時期の補正値を算出する。図４において横軸はＳＴＥＰ１で算出した酸化特性パラメータを示す。なお、縦軸のアフター噴射量の補正係数は、所定の基本噴射量に乗算される正の実数として定義される。また縦軸のアフター噴射時期の補正値は、所定の基本時期に減算される実数として定義される。図４に示すように、アフター噴射量は、直下触媒のＨＣ酸化性能が高くなるほど増量側へ補正される。また、アフター噴射時期は、直下触媒のＨＣ酸化性能が高くなるほど遅角側へ補正される。すなわち、メイン噴射とアフター噴射とのセパレーションは、直下触媒のＨＣ酸化性能が高くなるほど広くなる。

ＳＴＥＰ３では、ＳＴＥＰ２で算出した補正係数及び補正値を利用して、アフター噴射量及びアフター噴射時期を決定する。より具体的には、最終的なアフター噴射量は、所定の基本噴射量に、上記補正係数を乗算することによって算出される。また最終的なアフター噴射時期は、所定の基本時期から上記補正値を減算することによって算出される。これにより、ＨＣ排出量が所定の上限値以下となりかつＰＭ排出量ができるだけ少なくなるように、直下触媒のＨＣ酸化性能に応じてストイキ運転中におけるアフター噴射量及びアフター噴射時期を調整することができる。

次に、燃料噴射制御の具体的な手順について図５〜２９を参照しながら説明する。
図５は、各シリンダの燃料噴射弁による燃料噴射態様を決定する燃料噴射制御の具体的な手順を示すメインフローチャートである。図５に示す処理は、ＥＣＵにおいて１燃焼サイクルごとに各気筒のＴＤＣタイミングと同期して実行される。なお以下では、ＥＣＵにおいてＴＤＣ同期で更新又はサンプリングされる値については、括弧書きで符号”k”を付す。

Ｓ１では、エンジンの運転状態に応じて予め定められたマップ（図示せず）を検索することによって、基本燃料噴射量Gfuel_bs(k)を決定し、Ｓ２に移る。この基本燃料噴射量とは、リーン運転時における燃料噴射量に相当する（後述のＳ１３参照）。後に詳述するようにストイキ運転時は、基本燃料噴射量には、触媒前ＬＡＦセンサ及び触媒後Ｏ_２センサの出力に基づくフィードバック制御によって決定された空燃比補正係数KAF(k)が乗算される（後述のＳ８参照）。また、エンジンの運転状態を示すものであって、基本燃料噴射量を決定するために用いられる入力パラメータとしては、例えば、ドライバ要求トルク及びエンジン回転数等が挙げられる。

Ｓ２では、燃料噴射制御に関わる装置が正常であるか否かを判別する。Ｓ２における判別に係る装置とは、例えばインテークスロットル及びＥＧＲバルブや（図示せず）、ストイキ運転を行うために必要となる触媒前ＬＡＦセンサ、触媒後Ｏ_２センサ、及び温度センサ等である。Ｓ２の判別がＹＥＳである場合（装置は正常である場合）にはＳ３に移り、ＮＯである場合（装置は正常でない場合）には、Ｓ１３に移り、リーン運転を実行する。

Ｓ３では、直下触媒は活性状態であるか否かを判別する。より具体的には、Ｓ３では、直下触媒の担体温度の推定値を算出し、当該推定値が所定の活性温度（例えば２００℃）以上である場合には活性状態であると判断し、それ以外の場合には、活性状態でないと判断する。なお、直下触媒の担体温度の推定値を算出する具体的な手順は、後述の図１０のＳ５１において説明する。Ｓ３の判別がＹＥＳである場合にはＳ５に移り、ＮＯである場合には、Ｓ１３に移り、リーン運転を実行する。直下触媒が活性状態でない時にストイキ運転を行っても、十分な排気浄化効果を得られない場合がある。

Ｓ５では、ストイキ運転の実行の可否を判断するストイキ運転条件判断処理を実行し、Ｓ６に移る。後に図６を参照して説明するように、このストイキ運転条件判断処理では、エンジンの運転状態や排気通路内の直下触媒の状態等に応じてストイキ運転を行うのに適した状態であるか否かが判断される。この結果、ストイキ運転を行うのに適した状態であると判断された場合には、これを明示するストイキモードフラグF_Stoic_mode(k)は”1”に設定され、それ以外の場合にはフラグF_Stoic_mode(k)は”0”に設定される。

Ｓ６では、ストイキモードフラグF_Stoic_mode(k)が”1”であるか否かを判別する。Ｓ６の判別がＹＥＳである場合には、Ｓ７に移り、ストイキ運転を実行し、ＮＯである場合には、Ｓ１３に移り、リーン運転を実行する。図５のフローチャートにおいて、Ｓ７〜Ｓ１２に示す処理はストイキ運転モード時における燃料噴射制御に相当し、Ｓ１３〜Ｓ１４に示す処理はリーン運転モード時における燃料噴射制御に相当する。

Ｓ７では、後述の触媒前空燃比フィードバック演算を実行し、Ｓ８に移る。後に図９を参照して詳細に説明するように、触媒前空燃比フィードバック演算では、触媒前ＬＡＦセンサの出力に基づいて燃焼空燃比をストイキ近傍（ストイキ又は弱リッチ）に制御するための空燃比補正係数KAF(k)が算出される。

Ｓ８では、Ｓ１で得られた基本燃料噴射量Gfuel_bs(k)に空燃比補正係数KAF(k)を乗算することによって、ストイキ運転時におけるトータルの燃料噴射量Gfuel(k)を決定し（下記式（１）参照）、Ｓ９に移る。ここで、「トータルの燃料噴射量」とは、１燃焼サイクルの間に気筒内における燃焼に供される燃料の総量であり、パイロット噴射、メイン噴射、及びアフター噴射によって噴射される燃料を全て合わせたものに相当する。

Ｓ９では、アフター噴射量Gfuel_aft(k)と、アフター噴射時期Θ_aft(k)とを算出し、Ｓ１０に移る。なお、これらアフター噴射量及びタイミングを算出する具体的な手順については、後に図１０を参照して詳細に説明する。

Ｓ１０では、パイロット噴射によって供給する燃料量Gfuel_pi(k)（以下、「パイロット噴射量」という）、パイロット噴射を実行する時期Θ_pi(k)（以下、「パイロット噴射タイミング」という）、及びメイン噴射を実行する時期Θ_main(k)（以下、「メイン噴射タイミング」という）を算出し、Ｓ１１に移る。なお、これらパイロット噴射量Gfuel_pi(k)、パイロット噴射タイミングΘ_pi(k)、及びメイン噴射タイミングΘ_main(k)は、エンジン回転数及び負荷パラメータ（例えば、ＢＭＥＰ。その他、要求トルク、燃料噴射量、エンジントルク推定値、及び排気ボリュームなどのエンジンの負荷に比例して大きくなるパラメータが用いられる）等を入力として、マップ検索等の既知の方法によって算出される。

Ｓ１２では、トータルの燃料噴射量Gfuel(k)から、パイロット噴射量Gfuel_pi(k)及びアフター噴射量Gfuel_aft(k)を減算することによって、メイン噴射によって供給する燃料量Gfuel_main（以下、「メイン噴射量」という）を算出し、この処理を終了する。

Ｓ１３では、Ｓ１で得られた基本燃料噴射量Gfuel_bs(k)をリーン運転時におけるトータルの燃料噴射量Gfuel(k)とし、Ｓ１４に移る。Ｓ１４では、リーン運転モード時用に定められたアルゴリズムに従って燃料噴射態様を決定し、この処理を終了する。

図６は、ストイキモードフラグF_Stoic_modeを更新するストイキ運転条件判断処理の具体的な手順を示すフローチャートである。換言すれば、図６は、ストイキ運転を行うかリーン運転を行うかを決定するフローチャートである。図６に示す処理は、図５に示すメイン処理のサブルーチンとして、同じ周期（ＴＤＣ同期）で実行される。

Ｓ２１では、直下触媒を熱から保護するために設定された所定の直下触媒保護条件を満たすか否かを判別する。ストイキ運転を実行すると、排気温度が上昇し、排気通路内の触媒の担体温度も上昇する。直下触媒はエンジンに近いため、ストイキ運転実行時の温度上昇も大きい。直下触媒保護条件とは、温度上昇によって直下触媒が劣化するのを防止するために設定される条件である。より具体的には、Ｓ２１では、直下触媒の担体温度の推定値を算出し、当該推定値が、例えば６３０〜７００℃程度に設定された所定の触媒保護温度未満である場合には保護条件を満たすと判断し、それ以外の場合には保護条件を満たさないと判断する。Ｓ２１の判別がＮＯである場合には、Ｓ２２に移り、ストイキ運転を禁止すべくフラグF_Stoic_modeを”0”にセットし、図５のＳ６に戻る。Ｓ２１の判別がＹＥＳである場合には、Ｓ２３に移る。

Ｓ２３では、ＬＮＴはＤｅＮＯｘ機能を十分に発揮できる状態であるか否かを判別する。ここで「ＤｅＮＯｘ機能を十分に発揮できる状態」とは、直下触媒としてＬＮＴを採用した図１の排気浄化システムでいえば、排気燃料インジェクタから噴射された還元剤の存在下で、ＬＮＴから不必要な成分（例えば、上述のＮ_２Ｏ等）を排出することなく、かつ適切な効率でＮＯｘを浄化できる状態をいう。より具体的には、Ｓ２３では、ＬＮＴの担体温度の推定値が、例えば３５０〜４００℃程度に設定された所定の浄化可能温度以上である場合には、ＬＮＴはＤｅＮＯｘ機能を十分に発揮できる状態であると判断する。なお、Ｓ２３の判別がＮＯである場合とは、例えばエンジン始動開始直後の暖機過程中である場合や、市街地走行中であってＬＮＴが低温化した場合等が想定される。

Ｓ２３の判別がＮＯである場合、すなわち直下触媒のＤｅＮＯｘ機能を利用して浄化できるＮＯｘの量が少ない場合には、Ｓ２４に移り、ＤｅＮＯｘ機能よりも三元浄化機能による排気浄化に重点を置いた三元浄化モード時用のマップを用いてストイキモードフラグF_Stoic_mode(k)を更新する。より具体的には、エンジン回転数及びエンジンの負荷パラメータ（例えば、ＢＭＥＰ）を取得し、これらを入力パラメータとして図７に示すような三元浄化モード時用のマップを検索することによって、フラグF_Stoic_mode(k)の値を決定する。図７において破線で示すように、エンジンの運転状態を大まかに４つの領域に分けると、エンジンから排出され、直下触媒に流入するＮＯｘ量が多い低回転−高負荷領域、高回転−低負荷領域、及び高回転−高負荷領域の３つの領域ではストイキ運転が選択され(F_Stoic_mode←1)、直下触媒に流入するＮＯｘ量が少ない低回転−低負荷領域ではリーン運転が選択される(F_Stoic_mode←0)。

Ｓ２３の判別がＹＥＳである場合、すなわち直下触媒のＤｅＮＯｘ機能を利用して浄化できるＮＯｘ量が多い場合には、Ｓ２５に移り、ＤｅＮＯｘ機能と三元浄化機能の併用モード時用のマップを用いてストイキモードフラグF_Stoic_mode(k)を更新する。より具体的には、エンジン回転数及び負荷パラメータを取得し、これら入力パラメータとして図８に示すような併用モード時用のマップを検索することによって、フラグF_Stoic_mode(k)の値を決定する。なお図７の三元浄化モード時用のマップと図８の併用モード時用マップとを比較すると、ストイキ運転が選択される領域（F_Stoic_mode←1）は、図８の併用モード時用マップの方が狭い。これは、Ｓ２３の判別がＹＥＳである場合は、ＮＯである場合よりも直下触媒のＤｅＮＯｘ機能を利用して浄化できるＮＯｘ量は多いからである。

直下触媒のＤｅＮＯｘ機能によって浄化できるＮＯｘの単位時間当たりの量に対する、直下触媒に流入するＮＯｘの単位時間当たりの量の割合が所定値より大きくなる状態をＮＯｘ過剰状態と定義する。図６のフローチャートでは、Ｓ２３〜Ｓ２５の処理及び図７及び８のマップによってＮＯｘ過剰状態であるか否かを判別し、ＮＯｘ過剰状態である場合には三元浄化機能を利用してＮＯｘを浄化すべくストイキ運転を選択し(F_Stoic_mode←1)、ＮＯｘ過剰状態でない場合にはＤｅＮＯｘ機能を利用してＮＯｘを浄化すべくリーン運転を選択する(F_Stoic_mode←0)。

図９は、ストイキ運転時に用いられる空燃比補正係数KAFを決定する触媒前空燃比フィードバック演算の具体的な手順を示すフローチャートである。図９に示す処理は、図５に示すメイン処理のサブルーチンとして、同じ周期（ＴＤＣ同期）で実行される。

Ｓ３１では、触媒前ＬＡＦセンサが活性に達したか否かを判別する。Ｓ３１の判別がＮＯである場合には、以下のフィードバック演算を行うことなく補正係数KAF(k)=1とし（Ｓ３２）、図５のＳ８に戻る。

Ｓ３１の判別がＹＥＳである場合には、触媒前ＬＡＦセンサの出力値AFact(k)と、目標値AFcmd(k)との偏差E_af(k)（下記式（２−１）参照）が0になるように既知のフィードバックアルゴリズムを利用して補正係数KAF(k)を決定し（Ｓ３３）、図５のＳ８に戻る。ここで、触媒前ＬＡＦセンサの出力に対する目標値AFcmd(k)は、後述の触媒後空燃比フィードバック演算（後述の図１６参照）において１０〜５０ｍｓ程度の制御周期で更新される値をリサンプリングして得られる。Ｓ３３における演算の一例として、下記式（２−１）〜（２−３）には、スライディングモードアルゴリズムを利用して補正係数KAF(k)を決定する場合の演算式を示す。式（２−２）において、”Pole_af”は、切換関数設定パラメータであり、-1より大きく0より小さな値（例えば、-0.65）に設定される。また、式（２−３）において２つのフィードバックゲイン”Krch_af”及び”Kadp_af”は、負の値に設定される。なお、Ｓ３１における触媒前フィードバックの偏差の補償速度は、後述の図１６のＳ７７における触媒後フィードバックの速度よりも速く設定することが好ましい。

図１０は、ストイキ運転時におけるアフター噴射量及びアフター噴射タイミングを決定する具体的な手順を示すフローチャートである。図１０に示す処理は、図５に示すメイン処理のサブルーチンとしてＴＤＣ同期で実行される。

Ｓ５１では、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hat(k)及び排気ボリュームの推定値Gex_hat(k)を取得し、Ｓ５２に移る。なお、直下触媒温度の推定値Tcc_hat(k)は、例えば下記式（３）に示すように、直下触媒上流温度センサの出力Tup(k)と直下触媒下流温度センサの出力Tds(k)とを所定の重み係数Wt(0≦Wt≦1、例えば”0.3”)の下で重み付けすることによって算出される。

Ｓ５２では、直下触媒におけるＨＣ酸化能力の強さを数値化した直下触媒の酸化特性パラメータPox(k)の基準値Pox_bs(k)を算出し、Ｓ５３に移る。この酸化特性パラメータPox(k)は、後述の式（４）に示すように、直下触媒の担体温度及び排気ボリュームに依存した基本因子に相当する基準値Pox_bs(k)と、直下触媒の劣化度合いや個体ばらつきに依存した劣化因子に相当する酸化特性補正係数Kmod(k)との積として定義される。Ｓ５２では、Ｓ５１で取得した２つの推定値Tcc_hat(k),Gex_hat(k)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって基準値Pox_bs(k)(0≦Pox_bs(k)≦1)を算出する。

図１１は、酸化特性パラメータの基準値Pox_bs(k)を決定するマップの一例である。図１１に示すように、直下触媒におけるＨＣ酸化性能は、その担体温度が活性温度（約１５０〜２００℃程度）を超えると発現し、温度が高くなるほど強くなる。また、排気ボリュームが大きくなるほど、すなわち単位時間当たりに直下触媒を通過する排気の量が増加するほど、ＨＣ酸化性能は低下する。なお、基準値Pox_bs(k)は、直下触媒にＨＣを酸化する能力がない状態では０となり、直下触媒のＨＣ酸化性能が最も高くなる状態では所定値（例えば１）となるように正規化される。

図１０に戻ってＳ５３では、酸化特性補正係数Kmod(k)を算出し、Ｓ５４に移る。図１０に示すように、酸化特性補正係数Kmod(k)を算出する方法は、ＴＹＰＥ１〜３の３種類ある。ただし何れの方法も、補正係数Kmod(k)は、ＴＤＣ同期で実行される本処理とは別周期で実行される処理において更新されるパラメータを、ＴＤＣ同期でリサンプリングすることによって得られる。

ＴＹＰＥ１の方法では、後述の図２８に示す処理によって、周期tnで更新される触媒酸化特性適応係数Koxをリサンプリングしたものを補正係数Kmodとし、以降の処理に用いる。
ＴＹＰＥ２の方法では、後述の図２４に示す処理によって、周期tmで更新される触媒還元特性適応係数Krdをリサンプリングしたものを補正係数Kmodとし、以降の処理に用いる。
ＴＹＰＥ３の方法では、後述の図２２に示す処理によって、周期tmで更新される触媒三元特性適応補正値Dtwをリサンプリングして得られる値に−１を乗じ、さらに１を加算したものを補正係数Kmod(=1-Dtw)とし、以降の処理に用いる。

なお、これら係数Kox,Krd,Dtwは、直下触媒の異なる特性に基づき異なる方法によって算出される値であるが、何れも直下触媒の劣化度合いや個体ばらつきによって変化するため、酸化特性パラメータPoxの劣化因子として採用できる。

Ｓ５４では、基本値Pox_bs(k)と酸化特性補正係数Kmod(k)を乗算することにより、酸化特性パラメータPox(k)を算出し（下記式（４）参照）、Ｓ５５に移る。アフター噴射量及びアフター噴射時期は、ここで算出された酸化特性パラメータPox(k)を利用して微調整される。

Ｓ５５では、アフター噴射量Gfuel_aft(k)の基準値Gfuel_aft_bs(k)を算出し、Ｓ５６に移る。より具体的には、Ｓ５５では、エンジン回転数及び負荷パラメータに基づいて、予め定められたマップを検索することによって基準値Gfuel_aft_bs(k)を算出する。

図１２は、アフター噴射量の基準値Gfuel_aft_bsを決定するマップの一例である。図１２に示すように、アフター噴射量は、エンジン回転数が高くなるほど増量される。また、アフター噴射量は、エンジンの負荷が大きくなるほど増量される。これは、高負荷になるほどメイン噴射量が増加し、アフター噴射によって燃焼させるべきＰＭの量も増加するからである。

Ｓ５６では、酸化特性パラメータPox(k)に基づいてアフター噴射量Gfuel_aft(k)の補正係数Kg_aft(k)を算出し、Ｓ５７に移る。より具体的には、Ｓ５６では、酸化特性パラメータPox(k)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって補正係数Kg_aft(k)を算出する。

図１３は、アフター噴射量の補正係数Kg_aft(k)を決定するマップの一例である。Ｓ５６で算出される補正係数Kg_aftは、アフター噴射量の基準値Gfuel_aft_bsに対する乗法的な補正係数として用いられる（後述の式（５）参照）。図１３に示すように、アフター噴射量は、酸化特性パラメータPoxが大きくなるほど、すなわちＨＣ酸化性能が高くなるほど増量側に補正される。これにより、直下触媒のその時のＨＣ酸化性能に応じてできるだけＰＭの排出量を抑制できるので、ＤＰＦの再生インターバルを長期化し、ひいてはトータルでの燃費を向上することができる。また、図３１を参照して説明したように、アフター噴射量が増えると、その分だけ直下触媒に流入するＨＣの量も増加する。しかしながら、このように酸化特性パラメータPoxに応じてアフター噴射量を増加させることにより、直下触媒の下流側に排出されるＨＣの量は、所定の上限以下にできる。

Ｓ５７では、酸化特性パラメータPox(k)に基づいてアフター噴射時期Θ_aft(k)の基準値Θ_aft_bs(k)を算出し、Ｓ５８に移る。より具体的には、Ｓ５７では、エンジン回転数及び負荷パラメータに基づいて、予め定められたマップを検索することによって基準値Θ_aft_bs(k)を算出する。

図１４は、アフター噴射時期の基準値Θ_aft_bs(k)[degATDC]を決定するマップの一例である。図１４に示すように、アフター噴射時期の基準値は、エンジン回転数が高くなるほど遅くなる。また、アフター噴射時期は、エンジンの負荷が大きくなるほど遅くなる。これは、高負荷になるほどメイン噴射量が増加し、アフター噴射によって燃焼させるべきＰＭの量も増加するためである。

Ｓ５８では、酸化特性パラメータPoxに基づいてアフター噴射タイミングΘ_aft(k)の補正量D_aft(k)を算出し、Ｓ５９に移る。より具体的には、Ｓ５８では、酸化特性パラメータPox(k)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって補正量D_aft(k)を算出する。

図１５は、アフター噴射時期の補正量D_aft(k)を決定するマップの一例である。最終的なアフター噴射時期Θ_aftは、基準値Θ_aft_bsからＳ５８で算出した補正量D_aft(k)を減算することによって算出される（後述の式（６）参照）。図１５に示すように、アフター噴射タイミングは、酸化特性パラメータPoxが大きくなるほど、すなわちＨＣ酸化性能が高くなるほど最終的なアフター噴射時期Θ_aftは遅角側に補正される。また、メイン噴射時期は、アフター噴射時期と異なり酸化特性パラメータPoxによって補正しない。したがって、図１５に示すような補正量D_aftによって、酸化特性パラメータPoxが大きくなるほどアフター噴射量を遅角側に補正することは、酸化特性パラメータPoxが大きくなるほどメイン噴射時期とアフター噴射時期とのセパレーションを広げることと等価である。これにより、直下触媒のＨＣ酸化性能に応じてできるだけＰＭの排出量を抑制できるので、ＤＰＦの再生インターバルを長期化し、ひいてはトータルでの燃費を向上することができる。また、図３１を参照して説明したように、アフター噴射のセパレーションを広げると、その分だけ直下触媒に流入するＨＣの量も増加する。しかしながら、このように酸化特性パラメータPoxに応じてアフター噴射のセパレーションを広げることにより、直下触媒の下流側に排出されるＨＣの量を、所定の上限以下にできる。

図１０に戻って、Ｓ５９では、基準値Gfuel_aft(k)と補正係数Kg_aft(k)とを乗算することにより、アフター噴射量Gfuel_aft(k)を算出し（下記式（５）参照）、Ｓ６０に移る。

Ｓ６０では、基準値Θ_aft_bs(k)から補正量D_aft(k)を減算することにより、アフター噴射時期Θ_aft(k)を算出し（下記式（６）参照）、図５のＳ１０に戻る。

図１６は、触媒前ＬＡＦセンサの出力AFactの目標値AFcmdを決定する触媒後空燃比フィードバック演算の具体的な手順を示すフローチャートである。図１６に示す処理は、ＥＣＵにおいて所定の制御周期tm(10〜50msec)で実行される。なお以下では、周期tmで更新又はサンプリングされる値については、括弧書きで符号”m”を付す。

Ｓ７１では、触媒後Ｏ_２センサが活性に達したか否かを判別する。Ｓ７１の判別がＮＯである場合には、以下のフィードバック演算を行うことなく、目標値AFcmd(m)を所定の基準値AFcmd_bs（固定値であり、例えば１４．５）とし(Ｓ７２)、この処理を終了する。Ｓ７１の判別がＹＥＳである場合には、Ｓ７３に移る。

Ｓ７３では、ストイキモードフラグF_Stoic_mode(m)が１であるか否かを判別する。Ｓ７３の判別がＹＥＳである場合には、Ｓ７４に移り、ＮＯである場合には、Ｓ７２に移り、上述のようにAFcmd(m)=AFcmd_bsとする。

Ｓ７４では、後述の還元処理完了フラグF_CRD_Done(m)が１であるか否かを判別する。上述のように、リーン運転中にストイキモードフラグF_Stoic_mode(m)が０から１となることに伴って、ストイキ運転が開始する。ただし、これまでリーン運転を行っていたことにより、直下触媒には酸素が多く吸蔵されており、ストイキ運転を開始しても直ちに直下触媒の三元浄化機能を発揮できない。このため、フラグF_Stoic_mode(m)が”0”から”1”になった直後は、所定の期間にわたって空燃比をストイキよりもややリッチ側（所謂、弱リッチ）に偏らせることにより、直下触媒に吸蔵されていた酸素を短時間で放出させる還元処理を実行する。この還元処理完了フラグF_CRD_Done(m)は、ストイキ運転の開始直後の還元処理が終了したことを示すフラグであり、後述の図２０に示す直下触媒還元特性判定処理によって更新される。以下では、ストイキ運転開始直後に直下触媒の還元を促進する運転モードを「弱リッチモード」という。また、ストイキ運転中に、触媒後Ｏ_２センサの出力に基づいて目標空燃比AFcmd(m)を決定する運転モードを「触媒後空燃比フィードバックモード」という。

Ｓ７４の判別がＮＯの場合にはＳ７５に移り、弱リッチモードの下で目標空燃比AFcmd(m)を決定する。より具体的には、Ｓ７５では、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hat(m)及び排気ボリュームの推定値Gex_hat(m)を取得し、これら２つの推定値Tcc_hat(m)及びGex_hat(m)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって目標空燃比AFcmd(m)を決定し、この処理を終了する。

図１７は、弱リッチモードの下で目標空燃比AFcmdを決定するマップの一例である。図１７に示すように、弱リッチモードでは、目標空燃比AFcmdは、弱リッチの領域(約14.5〜13.5程度)内で、直下触媒温度の推定値Tcc_hat及び排気ボリュームの推定値Gex_hatに応じた値に設定される。より具体的には、目標空燃比AFcmdは、直下触媒の担体温度が高くなるほど又は排気ボリュームが小さくなるほど、弱リッチの領域内でリッチ側に設定される。

図１６に戻ってＳ７４の判別がＹＥＳの場合には、Ｓ７６に移り、触媒後ストイキフィードバックモードの下で目標空燃比AF_cmd(m)を決定する。Ｓ７６では、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hat(m)及び排気ボリュームの推定値Gex_hat(m)を取得し、これら２つの推定値Tcc_hat(m)及びGex_hat(m)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって、触媒後Ｏ_２センサの出力Vout(m)に対する目標値Vcmd(m)を決定し、Ｓ７７に移る。

図１８は、触媒後Ｏ_２センサの出力の目標値Vcmd(m)を決定するマップの一例である。図１８に示すように、Ｏ_２センサの目標値Vcmdは、Ｏ_２センサの出力の反転を判別するために設定される反転判別閾値Vln（例えば、０．１）よりもリッチ側の領域内で、直下触媒の担体温度が高くなるほどリッチ側に補正される。また排気ボリュームが大きくなるほど（換言すれば、負荷が高くなるほど）、エンジンから排出されるＮＯｘ量が増加するとともに、ＬＮＴにおける排気通過速度が増加するため、結果として直下触媒におけるＮＯｘ浄化率が低下する。このようなＮＯｘ浄化率の低下を補償すべく、Ｏ_２センサの目標値Vcmd(m)は、図１８に示すように排気ボリュームが大きくなるほどリッチ側に補正し、直下触媒上でのＣＯ、Ｈ_２、ＮＨ_３等の還元剤の生成量を増加させる。

図１６に戻ってＳ７７では、触媒後Ｏ_２センサの出力値Vout(m)と、その目標値Vcmd(m)との偏差E_v(m)（下記式（７−１）参照）が０になるように、既知のフィードバックアルゴリズムを利用して目標空燃比AFcmd(m)を決定し、Ｓ７８に移る。Ｓ７７におけるフィードバック演算の一例として、下記式（７−１）〜（７−３）には、スライディングモードアルゴリズムを利用して目標空燃比AFcmd(m)を決定する場合の演算式を示す。式（７−２）において、”Pole_af”は、切換関数設定パラメータであり、-1より大きく0より小さな値（例えば、-0.85）に設定される。また、式（７−３）において２つのフィードバックゲイン”Krch_v”及び”Kadp_v”は、負の値に設定される。

Ｓ７８では、後に図２２を参照して説明する触媒三元特性適応演算を実行し、この処理を終了する。上述のように触媒後空燃比フィードバックモードでは、触媒後Ｏ_２センサの出力に基づいて触媒前ＬＡＦセンサの出力に対する目標空燃比AFcmdを決定する。したがって、目標空燃比AFcmdには直下触媒の状態が反映される。触媒三元特性適応演算では、このような特性を利用して触媒後空燃比フィードバックモード中に定められた目標空燃比AFcmdに統計処理を施すことにより、直下触媒のＨＣ酸化性能の劣化因子に相当する触媒三元特性適応補正値Dtwを算出する。なお、このＳ７８の触媒三元特性適応演算は、図１０のＳ５３において、酸化特性補正係数KmodをＴＹＰＥ３とは別の方法で決定する場合には省略できる。

図１９は、以上のような触媒後空燃比フィードバック演算によって目標空燃比AFcmdを決定した場合における触媒前ＬＡＦセンサの出力AFact及び触媒後Ｏ_２センサの出力Voutの変化の具体例を示すタイムチャートである。図１９には、時刻ｔ１においてストイキモードフラグF_Stoic_modeが０から１になった場合を示す。

図１６を参照して説明したように、ストイキ運転開始直後（図１９中、時刻ｔ１）は、目標空燃比AFcmdは弱リッチに設定され（図１６のＳ７５参照）、これによって直下触媒に吸蔵されていた酸素が放出されるとともに、弱リッチ化により供給された還元剤の酸化に使用される。時刻ｔ２では、触媒後Ｏ_２センサの出力値Voutが反転したと判別されたことに応じて、還元処理完了フラグF_CRD_Doneが０から１に切り替わり（後述の図２０参照）、弱リッチモード（リッチバイアス）が解除される。また、時刻ｔ２以降は、触媒後Ｏ_２センサの出力Voutが運転状態に応じて定められた目標値Vcmdになるように目標空燃比AFcmdが決定される。

図２０は、還元処理完了フラグF_CRD_Doneを更新する直下触媒還元特性判定処理の具体的な手順を示すフローチャートである。図２０に示す処理は、ＥＣＵにおいて図１６の触媒後空燃比フィードバック演算と同じ制御周期tm(10〜50msec)で実行される。図２０の直下触媒還元特性判定処理では、直下触媒に供給された還元剤の量を推定しながら、還元処理完了フラグF_CRD_Doneを更新する。以下、図２１のタイムチャートを参照しながら直下触媒還元特性判定処理の具体的な手順について説明する。

Ｓ８１では、ストイキモードフラグF_Stoic_mode(m)が１であるか否かを判別する。Ｓ８１の判別がＮＯである場合、すなわちリーン運転モード中である場合には、Ｓ８２に移り、Ｓ８１の判別がＹＥＳである場合、すなわちストイキ運転中である場合には、Ｓ８６に移る。

Ｓ８２では、制御周期tmの間に直下触媒に供給された還元剤の量の推定値Rd_hat(m)（以下、「瞬時還元剤量推定値」という）と、瞬時還元剤量推定値の暫定値Rd_hat_tmp(m)と、瞬時還元剤量推定値の積算値Crd_hat(m)（以下、「還元剤供給量推定値」という）とを何れも０にリセットし、Ｓ８３に移る。リーン運転モード中は、直下触媒に還元剤はほとんど供給されない。Ｓ８３では、触媒還元特性更新完了フラグF_CrdAdp_done(m)を０にし、Ｓ８４に移る。このフラグF_crdAdp_done(m)は、後述のＳ９２の触媒還元特性適応演算を実行することにより、直下触媒の還元特性に関するパラメータの更新が完了したこと明示するために用いられる。Ｓ８４では、還元処理完了フラグF_CRD_Done(m)を０にリセットし、この処理を終了する。

Ｓ８６では、触媒前ＬＡＦセンサの出力値AFact(m)に基づいて瞬時還元剤量推定値Rd_hat(m)を算出し、Ｓ８７に移る。より具体的には、触媒前ＬＡＦセンサの出力値AFact(m)が基準値AFcmd_bsを下回った場合には、この余剰分に排気ボリュームの推定値Gex_hat(m)を乗じた値を瞬時還元剤量推定値Rd_hat(m)とする。具体的には、暫定値Rd_hat_tmp(m)を導入して、下記式（８−１）及び（８−２）で表される。

Ｓ８７では、触媒後Ｏ_２センサの出力値Vout(m)が反転判定閾値Vlnより小さいか否かを判別する。図１６〜１９を参照して説明したように、ストイキ運転モードの開始直後は、空燃比は弱リッチに設定され、直下触媒に吸蔵されていた酸素が下流側に放出される。したがって、この還元処理が終了したか否かは、触媒後Ｏ_２センサの出力値Vout(m)が反転判定閾値Vlnを超えたか否かによって判別できる。Ｓ８７の判別がＹＥＳである場合には、Ｓ８８に移り、上記瞬時還元剤量推定値Rd_hat(m)を積算することにより、還元剤供給量推定値Crd_hat(m)を算出し（下記式（９）、及び図２１参照）、この処理を終了する。

Ｓ８７の判別がＮＯである場合には、ストイキ運転開始直後の還元処理が完了したことを明示すべく還元処理完了フラグF_CRD_Done(m)を１にし（Ｓ９０）、Ｓ９１に移る。これにより、触媒後空燃比フィードバック演算では、弱リッチモードから触媒空燃比フィードバックモードに切り替わる（図１６のＳ７４参照）。

Ｓ９１では、触媒還元特性更新完了フラグF_CrdAdp_done(m)が１であるか否かを判別する。Ｓ９１の判別がＮＯである場合には、後に図２４を参照して説明する触媒還元特性適応演算を実行し（Ｓ９２）、この処理を終了する。Ｓ９１の判別がＹＥＳである場合、触媒還元特性適応演算が実行済みである場合には、この処理を直ちに終了する。上述のように、ストイキ運転の開始直後は、触媒後Ｏ_２センサの出力が反転するまで空燃比は弱リッチに設定される。したがって、この間に直下触媒に供給される還元剤の量の推定値Crd_hatには、直下触媒の状態が反映される。触媒還元特性適応演算では、このような特性を利用して弱リッチモード中に算出された還元剤供給量推定値Crd_hatに統計処理を施すことにより、直下触媒のＨＣ酸化性能の劣化因子に相当する触媒還元特性適応係数Krdを算出する。なお、このＳ９２の触媒還元特性適応演算は、図１０のＳ５３において、酸化特性補正係数KmodをＴＹＰＥ２とは別の方法で決定する場合には省略できる。

図２２は、触媒三元特性適応補正値Dtwを算出する触媒三元特性適応演算の具体的な手順を示すフローチャートである。図２２に示す処理は、図１６に示す触媒後フィードバック演算のサブルーチンとして、触媒後空燃比フィードバックモードの実行中に、ＥＣＵにおいて周期tmで実行される。

触媒三元特性適応演算では、ストイキフィードバックモード中に上記触媒後フィードバック演算（図１６参照）によって算出された目標空燃比AFcmdに、以下で説明するような統計処理を施すことによって、劣化因子に相当する触媒三元特性適応補正値Dtwを算出する。この補正値Dtwは、ストイキフィードバックモード中に触媒後Ｏ_２センサの出力値Voutを目標値Vcmdに維持するための目標空燃比AFcmdの基準値AFcmd_bsからのずれに相当する。触媒後Ｏ_２センサの出力値Voutが、反転判別閾値Vlnより大きな目標値Vcmdに維持された状態とは、直下触媒の下流に、目標値Vcmdに応じた僅かな量の還元剤がスリップしている状態に相当する。この時、直下触媒の酸化能力や還元能力が低下すると、出力Voutを目標値Vcmdに維持するために直下触媒に供給すべき還元剤の量は少なくなり、ひいては触媒後フィードバック演算によって算出される目標空燃比AFcmdはリーン側へシフトする。

ただしこの目標空燃比のシフト量（AFcmd-AFcmd_bs）は、例えば直下触媒の担体温度によって異なる場合がある。換言すると、上記シフト量は、直下触媒の劣化度合いが同じであっても、直下触媒の担体温度が高い場合には低い場合よりも大きくなったりする場合がある。また、このシフト量は、直下触媒の劣化度合いに応じて全ての温度領域で一律に低下するとは限らない。このため、このシフト量をそのまま劣化度合いに比例した劣化因子として採用するよりも、以下で示すような統計処理を施すことによって、温度依存性を除くことが好ましい。以下の演算では、上記シフト量から温度依存性を除くべく、担体温度を基底とした１次元直線上に定義された複数の重み関数Wtw_iと、各重み関数に付随する局所適応係数Dtw_iを導入し、これらを利用して重み付けした統計処理によって触媒三元特性適応補正値Dtwを算出する。

Ｓ１５１では、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hat(m)を取得し、この推定値Tcc_hat(m)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって、各三元特性重み関数値Wtw_i(m)（iは正の整数）を算出し、Ｓ１５２に移る。

図２３は、三元特性重み関数値を算出するマップ、すなわち三元特性重み関数Wtw_iの形状の一例を示す図である。なお以下では、i=1,2,3の場合、すなわち重み関数の数は３である場合について説明するが、本発明はこれに限らない。重み関数の数は４以上の場合にも容易に一般化できる。

図２３に示すように、第１〜第３重み関数は、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hatに対して定義される。以下、各重み関数が定義された領域（すなわち、重み関数値が０でない領域）を、それぞれ第１〜第３領域と定義する。図２３に示す例では、第１領域は約３００℃以下であり、第２領域は約１５０〜４５０℃であり、第３領域は約３００℃以上である。また、各領域は、互いに重複するように設定される。図２３に示す例では、第１領域と第２領域は、約１５０〜３００℃で重複し、第２領域と第３領域は約３００〜４５０℃で重複する。

また、各重み関数Wtw_iの高さは、全重み関数値の総和がどの温度においても１になるように正規化される。これは、他の領域と重複していない領域では１とし、他の領域と重複した領域では単調増加又は単調減少するような関数を設定することにより実現される。図２３に示す例では、第１重み関数Wtw_1は、約１５０℃以下では１であり、約１５０℃から約３００℃の間では１から０へ単調減少する関数として定義される。第２重み関数Wtw_2は、約１５０℃から約３００℃の間では０から１へ単調増加し、約３００℃から約４５０℃の間では１から０へ単調減少する関数として定義される。また、第３重み関数Wtw_3は、約３００℃から約４５０℃の間では０から１へ単調増加し、約３００℃以上では１である関数として定義される。

図２２に戻って、Ｓ１５２では、下記式（１０）示すように、Ｓ１５１で算出した重み関数値Wtw_i(m)と、局所適応係数Dtw_i(m)との積の総和を算出し、これを触媒三元特性適応補正値Dtw(m)とする。これら局所適応係数Dtw_iは、初期値を０として、後述の適応誤差信号E_adp’(m)が０になるように、例えば積分演算によって算出される。

Ｓ１５３では、基準値AFcmd_bsと触媒三元特性適応補正値Dtw(m)とを合算することにより、適応目標空燃比AFcmd_adp(m)を算出する（下記式（１１）参照）。

Ｓ１５４では、目標空燃比AF_cmd(m)から上記適応目標空燃比AFcmd_adp(m)を減算することによって適応誤差信号Eadp’(m)を算出し（下記式（１２−１）参照）、さらにこの適応誤差信号Eadp’(m)を各領域に分配することによって、局所適応誤差信号E_adp’_i(m)を算出する。より具体的には、適応誤差信号Eadp’(m)に各重み関数値Wtw_i(m)を乗じたものを局所適応誤差信号E_adp’_i(m)とする（下記式（１２−２）参照）。

Ｓ１５５では、領域ごとに算出された局所適応誤差信号E_adp’_i(m)が０になるように、例えば下記式（１３）で示すように局所適応誤差信号E_adp’_i(m)に負の適応ゲインKadp_tを乗じたもので積分することによって、局所触媒三元特性適応補正値Dtw_i(m)を算出する。

なお、上記触媒三元特性適応演算では、直下触媒の担体温度を基底とした１次元直線上に互いに重複する第１〜第３領域を定義し、各領域に重み関数Wtw_iを定義したが、本発明はこれに限らない。例えば、直下触媒の担体温度と排気ボリュームとを基底とした２次元平面上に互いに重複する複数の領域を定義し、この２次元平面上の各領域に重み関数Wtw_ijを定義してもよい。

図２４は、触媒還元特性適応係数Krdを算出する触媒還元特性適応演算の具体的な手順を示すフローチャートである。図２４に示す処理は、図２０に示す直下触媒還元特性判定処理のサブルーチンとして、弱リッチモードから触媒後空燃比フィードバックモードに切り替わる度に、ＥＣＵにおいて制御周期tmで実行される。

触媒還元特性適応係数演算では、ストイキ運転を開始してから、触媒後Ｏ_２センサの出力が反転するまでに直下触媒に供給された還元剤量の推定値Crd_hat(m)に基づいて、劣化因子に相当する触媒還元特性適応補正係数Krd(m)を算出する。例えば直下触媒の酸化能力や還元能力が低下すると、同時に直下触媒のストレージ機能も低下すると考えられる。したがって、触媒後Ｏ_２センサの出力が反転するまでに直下触媒に供給する必要のある還元剤の量は、酸化能力や還元能力の低下に伴って少なくなると考えられる。

ただしこの還元剤供給量は、後に図２５を参照して説明するように、例えば直下触媒の担体温度によって異なる。またこの還元剤供給量は、直下触媒の劣化度合いに応じて全ての温度領域で一律に低下するとは限らない。このため、上述の還元剤供給量推定値Crd_hatをそのまま劣化度合いに比例した劣化因子として採用するよりも、以下で説明するような統計処理を施すことによって、温度依存性を除くことが好ましい。そこで以下の演算では、図２２を参照して説明した触媒三元特性適応演算と同様に、上記推定値Crd_hatから温度依存性を除くべく、担体温度を基底とした１次元直線上に定義された複数の重み関数Wrd_iと、各重み関数に付随する局所適応係数Krd_iを導入し、これらを利用して重み付けした統計処理によって触媒還元特性適応補正値Krdを算出する。

Ｓ１０１では、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hat(m)を算出し、この推定値Tcc_hat(m)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって、還元剤供給量推定値Crd_hat(m)の比較対象となる基準還元剤供給量Crd_bs(m)を算出する。

図２５は、基準還元剤供給量Crd_bs(m)を決定するマップの一例である。図２５に示すように、基準還元剤供給量Crd_bs(m)は、直下触媒の担体温度が高くなるほど大きくなるように設定される。これは、担体温度が高くなるほど、直下触媒の酸化能力や還元能力が高くなり、結果として触媒後Ｏ_２センサの出力が反転するまでに必要な還元剤の量が増加するためである。

図２４に戻って、Ｓ１０２では、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hat(m)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって、各還元剤供給量重み関数値Wrd_i(m)を算出し、Ｓ１０３に移る。

図２６は、還元剤供給量重み関数値を算出するマップ、すなわち還元剤供給量重み関数Wrd_iの形状の一例を示す図である。なお、これら還元剤供給量重み関数Wrd_iの形状は、図２３を参照して説明した重み関数Wtw_iと同じであるので、詳細な説明を省略する。

図２４に戻って、Ｓ１０３では、下記式（１４）に示すように、Ｓ１０２で算出した重み関数値Wrd_i(m)と、局所適応係数Krd_i(m)との積の総和を算出し、これを触媒還元特性適応係数Krd(m)とする。なお、この局所適応係数Krd_iの初期値は１とする。

Ｓ１０４では、Ｓ１０１で算出した基準還元剤供給量Crd_bs(m)と触媒還元特性適応係数Krd(m)とを乗算することにより、還元剤供給量適応値Crd_adp(m)を算出する（下記式（１５）参照）。

Ｓ１０５では、図２０のＳ８８において算出された推定値Crd_hat(m)から上記適応値Crd_adp(m)を減算することによって適応誤差信号Eadp(m)を算出し（下記式（１６−１）参照）、さらにこの適応誤差信号Eadp(m)を各領域に分配することによって、局所適応誤差信号E_adp_i(m)を算出する（下記式（１６−２）参照）。

Ｓ１０６では、領域ごとに算出された局所適応誤差信号E_adp_i(m)が０になるように、例えば下記式（１７）で示すように局所適応誤差信号E_adp_i(m)に負の適応ゲインKadp_cを乗じた値を積分することによって、局所適応係数Krd_i(m)を算出する。

Ｓ１０７では、還元特性の更新が完了したか否かを判別する。より具体的には、局所適応誤差信号E_adp_iが所定の閾値より小さくなった場合、又は図２４の処理を開始してから所定時間以上経過した場合には、直下触媒の還元特性を示す局所適応係数Krd_iの更新処理が完了したと判別する。Ｓ１０７の判別がＹＥＳである場合には、フラグF_CrdAdp_done(m)を１にし（Ｓ１０８）、この処理を終了する。Ｓ１０７の判別がＮＯである場合には、引き続き図２４の処理を継続して実行すべくフラグF_CrdAdp_done(m)を０に維持したままこの処理を終了する。

なお、上記触媒還元特性適応演算では、直下触媒の担体温度を基底とした１次元直線上で互いに重複する第１〜第３領域を定義し、各領域に重み関数Wrd_iを定義したが、本発明はこれに限らない。例えば、直下触媒の担体温度と排気ボリュームとを基底とした２次元平面上に互いに重複する複数の領域を定義し、この２次元平面上の各領域に重み関数Wrd_ijを定義してもよい。

図２７は、直下触媒の熱モデルの逐次同定演算の具体的な手順を示すフローチャートである。この逐次同定演算では、直下触媒の熱モデル（後述の式（１８）参照）に含まれる複数のモデルパラメータを同定する。図２７に示す処理は、ＥＣＵにおいて所定の制御周期tn(200〜500msec)で実行される。なお以下では、周期tnで更新又はサンプリングされる値については、括弧書きで符号”n”を付す。なお、図２７に示す処理は、図１０のＳ５３において、酸化特性補正係数KmodをＴＹＰＥ１とは別の方法で決定する場合には省略できる。

下記式（１８）は、直下触媒の熱モデル式である。換言すれば、下記式（１８）は、既知の値に基づいて直下触媒の下流側の排気の温度の推定値Tds_hat(n)を算出する演算式である。排気管内に設けられた直下触媒の担体温度（及びその下流側の排気の温度）は、排気管内を流れる排気との熱交換の他、及び排気管の外の外気との熱交換によっても変化する。また、直下触媒に流入する排気中にＨＣが含まれていると、直下触媒ではＨＣが酸化することによって発熱する。

下記式（１８）において、右辺第１項は、制御周期tn前の温度推定値Tds_hat(n-1)であり、右辺第２〜４項は、制御周期tn前から現在までの間の温度の増加分に相当する。より具体的には、右辺第２項は放熱項、すなわち直下触媒と外気との間の熱の移動による寄与を示す項であり、直下触媒の担体温度の推定値Tds_hat(n-1)と外気温度Ta(n)との差に比例する。なお、第２項の比例係数aは、予め行われたシステム同定によって定められた固定値でも、下流側温度センサの出力Tdsに応じてスケジュールして定められた値でもよい。

右辺第３項は伝熱項、すなわち直下触媒と排気との間の熱の移動による寄与を示す項であり、排気ボリュームの推定値Gex_hat(n)と上流側温度センサの出力Tup(n)の積に比例する。この伝熱項の比例係数b(n-1)は、図２７のＳ１２３における処理によって、周期tnごとにその値が更新される。

また右辺第４項は、発熱項、すなわち直下触媒に流入する排気に含まれているＨＣが直下触媒で燃焼することによる寄与を示す項である。上述のように、アフター噴射量を増加させると、排気中に含まれるＨＣの量も増加する。したがってこの発熱項は、周期tnの間にアフター噴射によって供給された燃料量Gfuel_aft_tn(n)に比例する。またこの発熱項の比例係数c(n-1)は、図２７のＳ１２４における処理によって、周期tnごとにその値が更新される。また、この発熱項は、アフター噴射量が増加するほど大きくなり、また直下触媒におけるＨＣ酸化性能が高くなるほど大きくなる。したがってこの係数cは、アフター噴射によって供給された燃料が直下触媒の昇温に寄与する度合いを示すパラメータであって、直下触媒のＨＣ酸化性能を示すパラメータとなる。以下では、この係数cを発熱係数という。以下、係数b及び発熱係数cの値を更新する具体的な手順を説明する。

始めにＳ１２１では、係数b及びcを同定するために必要となる上流温度センサ及び下流温度センサが正常であるか否かを判別する。Ｓ１２１の判別がＹＥＳである場合にはＳ１２２に移り、ＮＯである場合には図２７の処理を直ちに終了する。

Ｓ１２２では、周期tnの間にアフター噴射が実行されたか否か、すなわちアフター噴射量Gfuel_aft_tn(n)が０であるか否かを判別する。Ｓ１２２の判別がＹＥＳである場合には、Ｓ１２３に移り、下記式（１９）及び（２０）に従って係数b(n)の値を更新し、この処理を終了する。また、Ｓ１２２の判別がＮＯである場合には、下記式（２１）及び（２２）に従って発熱係数c(n)の値を更新し（Ｓ１２４参照）、触媒酸化特性適応補正値Kox(n)を算出する触媒酸化特性適応演算を実行し（Ｓ１２５、及び後述の図２８参照）、この処理を終了する。すなわち、アフター噴射が行われていない時期には係数b(n)の値を更新し、アフター噴射が行われている時期にのみ発熱係数c(n)の値を更新する。

Ｓ１２３では、発熱係数c(n)の値を前回値に維持したまま、式（１８）に所定のパラメータ同定アルゴリズムを適用することによって係数b(n)の値を更新する。以下、その具体的な手順の一例について説明する。始めに、下流温度センサの出力Tds(n)、大気温度センサの出力Ta(n)、係数b(n-1)、排気ボリュームの推定値Gex_hat(n)、及び上流温度センサの出力Tup(n)に基づいて、下記式（１９−１）〜（１９−３）で定義される仮想出力W(n)とその推定値W_hat(n)とを算出する。

ここで、Ｓ１２２の判別がＹＥＳである場合、アフター噴射量Gfuel_aft_tn(n)=0であるから、Ｓ１２３の実行時において式（１８）の右辺第４項は０となる。従って、上記式（１９−２）で定義される推定値W_hat(n)は、下記式（２０）のように仮想出力W(n)の推定値に相当する。従って、式（１９−１）で定義される仮想出力W(n)と、式（１９−２）で定義される推定値W_hat(n)との差が最小になるように係数bの値を更新することは、下流温度センサの出力Tds(n)とその推定値Tds_hat(n)との差が最小になるように係数b(n)の値を更新することと等価である。

また、これを実現する係数b(n)は、例えば下記式（２１−１）に示すように、式（２１−２）によって逐次更新される可変ゲインKP1(n)にW(n)とW_hat(n-1)との差を乗じた値を積分することによって算出される。式（２１−２）において、係数P1は所定の同定ゲインである。なお、下記式（２１−１）及び（２１−２）は、所謂逐次最小２乗法アルゴリズムとして一般化されたパラメータ同定アルゴリズムのうちの固定ゲインアルゴリズムと呼称されるアルゴリズムである。

Ｓ１２３では、係数bの値を前回値に維持したまま、式（１８）に所定のパラメータ同定アルゴリズムを適用することによって係数cの値を更新する。以下、その具体的な手順の一例について説明する。始めに、下流温度センサの出力Tds、大気温度センサの出力Ta、係数b,c、排気ボリュームの推定値Gex_hat、及び上流温度センサの出力Tupに基づいて、下記式（２２−１）〜（２２−２）で定義される仮想出力W(n)とその推定値W_hat(n)とを算出する。

ここで、式（１８）によって式（２２−２）を変形すると、下記式（２３）が導出されることから、式（２２−２）で定義される推定値R_hat(n)は、仮想出力R(n)の推定値に相当する。従って、式（２２−１）で定義される仮想出力R(n)と、式（２２−２）で定義される推定値R_hat(n)との差が最小になるように係数cの値を更新することは、下流温度センサの出力Tds(n)とその推定値Tds_hat(n)との差が最小になるように係数cの値を更新することと等価である。

また、これを実現する係数c(n)は、例えば下記式（２４−１）に示すように、式（２４−２）によって逐次更新される可変ゲインKP2(n)をR(n)とR_hat(n-1)との差に乗じた値を積分することによって算出される。式（２４−２）において、係数P2は所定の同定ゲインである。

図２８は、触媒酸化特性適応係数Koxを算出する触媒酸化特性適応演算の具体的な手順を示すフローチャートである。図２８に示す処理は、図２７の熱モデルの逐次同定演算のサブルーチンとして、アフター噴射が行われている時のみ、ＥＣＵにおいて制御周期tnで実行される。

上述のように、式（１８）〜（２４−２）に従って更新される発熱係数c(n)は、直下触媒におけるＨＣ酸化性能が高くなるほど大きくなる特性がある。したがって、発熱係数c(n)の所定の基準値C_bsからのずれは、直下触媒の劣化因子として採用し得る。しかしこの発熱係数c(n)は、直下触媒の担体温度によって異なる。また、この発熱係数c(n)は、直下触媒の劣化度合いに応じて全ての温度領域で一律に低下するとは限らない。このため、この触媒酸化特性適応演算では、図２２を参照して説明した触媒三元特性適応演算と同様に、上記発熱係数cから温度依存性を除くべく、直下触媒の担体温度を基底とした１次元直線上に定義された複数の重み関数Wox_iと、各重み関数に付随する局所適応係数Kox_iを導入し、これらを利用して重み付けした統計処理を施すことによって、直下触媒の劣化因子に相当する触媒酸化特性適応補正値Koxを算出する。

Ｓ１４１では、直下触媒の担体温度の推定値Tcc_hat(m)を算出し、この推定値Tcc_hat(m)に基づいて、予め定められたマップを検索することによって、各酸化特性重み関数値Wox_i(n)（iは正の整数）を算出し、Ｓ１４２に移る。

図２９は、酸化特性重み関数値を算出するマップ、すなわち酸化特性重み関数Wox_iの形状の一例を示す図である。なお、これら重み関数Wox_iの形状は、図２３を参照して説明した重み関数Wtw_iと同じであるので、詳細な説明を省略する。

図２８に戻って、Ｓ１４２では、下記式（２５）に示すように、Ｓ１４１で算出した重み関数値Wox_i(n)と、局所適応係数Kox_iとの積の総和を算出し、これを触媒酸化特性適応補正値Kox(n)とする。なおこの局所適応係数Kox_iの初期値は１とする。

Ｓ１４３では、所定の基準発熱係数C_bsに、触媒酸化特性適応補正値Kox(n)を乗算することにより、発熱係数適応値C_adp(n)を算出する（下記式（２６）参照）。なお、この基準発熱係数C_bsは、所定の劣化のない基準品の直下触媒の発熱係数に相当し、予め行われたシステム同定によって定められる。なお以下では、基準発熱係数C_bsは、温度に依存しない固定値として説明するが、これに限らない。この基準発熱係数C_bsは、直下触媒の担体温度に基づいて、予め定められたマップを検索することによって決定してもよい。

Ｓ１４４では、発熱係数c(n)から上記適応値C_adp(n)を減算することによって、適応誤差信号E_adp’’(n)を算出し（下記式（２７−１）参照）、さらにこの適応誤差信号E_adp’(m)を各領域に分配することによって、局所適応誤差信号E_adp’’_i(n)を算出する（下記式（２７−２）参照）。また、Ｓ１４５では、領域ごとに算出された局所適応誤差信号E_adp’’_i(n)が０になるように、例えば下記式（２７−３）に示すように局所適応誤差信号E_adp’’_i(n)に負の適応ゲインKadp_oを乗じたものを積分することによって、局所適応補正値Kox_i(n)を算出する。

なお、上記触媒酸化特性適応演算では、直下触媒の担体温度を基底とした１次元直線上で互いに重複する第１〜第３領域を定義し、各領域に重み関数Wox_iを定義したが、本発明はこれに限らない。例えば、直下触媒の担体温度と排気ボリュームとを基底とした２次元平面上で互いに重複する複数の領域を定義し、この２次元平面上の各領域に重み関数Wox_ijを定義してもよい。

なお、上記実施形態では、ＬＮＴのＤｅＮＯｘ機能を利用した排気浄化システム（図１）を例に説明したが、本発明はこれに限らない。例えば、ＮＨ３選択還元触媒のＤｅＮＯｘ機能を利用した図３０に示すような排気浄化システム２Ａに対しても本発明は有効である。図３０には、図１の排気浄化システム２と異なる構成にのみ異なる符号を付す。

排気浄化システム２Ａの排気通路１１には、排気の上流側から順に、酸化触媒（以下、「ＤＯＣ」という）６１と、ＤＰＦ６２と、還元剤噴射装置６３と、選択還元触媒（以下、「ＳＣＲ触媒」という）６４と、が設けられる。

酸化触媒６１は、酸化機能と、三元浄化機能との少なくとも２つの機能を備える。またこの酸化触媒６１は、酸化機能と、ＤｅＮＯｘ機能と、三元浄化機能との３つの機能を備えるＬＮＴに置き換えてもよい。

ＳＣＲ触媒６４は、ＮＨ_３等の還元剤が存在する雰囲気下で、排気中のＮＯｘを選択的に還元するＤｅＮＯｘ機能を有する。具体的には、還元剤噴射装置６３により尿素水を噴射すると、この尿素水は、排気の熱により熱分解又は加水分解されてＮＨ_３が生成される。生成されたＮＨ_３はＳＣＲ触媒６４に供給され、このＮＨ_３により、排気中のＮＯｘは選択的に還元される。図３０に示すように、酸化触媒６１及びＤＰＦ６２は直下区間内に設けられ、ＳＣＲ６４は床下区間内に設けられる。

尿素水噴射装置６３は、尿素水タンク６３１と、尿素水インジェクタ６３３とを備える。尿素水タンク６３１は、尿素水を貯蔵するものであり、尿素水ポンプ６３５を介して尿素水インジェクタ６３３に接続されている。尿素水インジェクタ６３３は、図示しない駆動装置を介してＥＣＵ３Ａに接続される。ＥＣＵ３Ａは、図示しない尿素水噴射制御によって尿素水インジェクタ６３３からの尿素水噴射量及び尿素水噴射時期を決定し、駆動装置は、決定された尿素水噴射態様が実現されるように尿素水インジェクタ６３３を駆動する。

以上のような排気浄化システム２Ａでは、排気中のＮＯｘは、リーン運転中はＳＣＲ触媒６４のＤｅＮＯｘ機能を利用して浄化でき、ストイキ運転中はＤＯＣ６１の三元浄化機能を利用して浄化できる。すなわち、図１のシステムではリーン運転中のＤｅＮＯｘ機能をＬＮＴ４１が担い、図３０のシステムではリーン運転中のＤｅＮＯｘ機能をＳＣＲ触媒６４が担う他、図１と図３０のシステムはほぼ同じである。したがって図２〜２９を参照して説明した処理は、ほぼ全て図３０の排気浄化システム２Ａでも実行することができる。ただしこの場合、上述のようにＤｅＮＯｘ機能を担う装置が異なることから、図６のストイキ運転条件判断処理のＳ２３の処理は以下のように置き換えられる。図６のＳ２３では、ＤｅＮＯｘ機能を十分に発揮できる状態であるか否かを判別する。図３０のシステムでは、図６のＳ２３の判別は、より具体的には、ＳＣＲ触媒の担体温度の推定値が、例えば１８０〜２００℃程度に設定された所定の浄化可能温度以上である場合には、ＳＣＲ触媒６４はＤｅＮＯｘ機能を十分に発揮できる状態であると判断する。ＳＣＲ触媒６４がこの浄化可能温度より低い場合、尿素水インジェクタ６３３から噴射した尿素水の加水分解が進みにくい。

１…エンジン（内燃機関）
１１…排気通路
１３…燃料噴射弁
２，２Ａ…排気浄化システム
４１…ＬＮＴ（ＨＣ酸化触媒）
３，３Ａ…ＥＣＵ（燃料噴射制御手段、温度取得手段、酸化能力推定手段、ＮＯｘ過剰状態判定手段）
５３…触媒前温度センサ（温度取得手段）
５４…触媒後温度センサ（温度取得手段）
６１…ＤＯＣ（ＨＣ酸化触媒）
６４…ＳＣＲ触媒（ＤｅＮＯｘ触媒）

Claims (8)

1. 内燃機関の排気通路に設けられ、排気中のＨＣを酸化する機能を有するＨＣ酸化触媒と、
   メイン噴射と当該メイン噴射より後であってメイン噴射との間隔を広げるほど気筒内でのＰＭの燃焼量が増加する領域内での燃料噴射であるアフター噴射とを実行可能な燃料噴射弁と、
   当該燃料噴射弁からの燃料噴射量及び燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、を備えた内燃機関の排気浄化システムであって、
   前記ＨＣ酸化触媒の温度を取得する温度取得手段と、
   前記ＨＣ酸化触媒の温度に基づいて当該ＨＣ酸化触媒のＨＣ酸化能力を推定する酸化能力推定手段と、を備え、
   前記燃料噴射制御手段は、前記ＨＣ酸化能力が高いほどメイン噴射時期とアフター噴射時期との間隔を広げることを特徴とする内燃機関の排気浄化システム。
2. 前記排気通路には、排気通路内に添加された還元剤の存在下で排気中のＮＯｘを浄化するＤｅＮＯｘ機能を有するＤｅＮＯｘ触媒がさらに設けられ、
   前記ＨＣ酸化触媒は、ストイキ空燃比の排気下で排気中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを浄化する三元浄化機能を有し、
   前記機関の状態及び前記排気通路内の状態の両方又は何れかに応じて、前記ＤｅＮＯｘ機能によって浄化できるＮＯｘ量に対する前記ＮＯｘ浄化触媒に流入するＮＯｘ量の割合が大きくなるＮＯｘ過剰状態であるか否かを判定するＮＯｘ過剰状態判定手段をさらに備え、
   前記燃料噴射制御手段は、前記ＮＯｘ過剰状態でない場合には燃焼空燃比をストイキよりリーンに制御し、前記ＮＯｘ過剰状態である場合には燃焼空燃比をストイキに制御することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の排気浄化システム。
3. 前記ＨＣ酸化触媒は、ストイキ空燃比の排気下で排気中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを浄化する三元浄化機能と、排気通路内に添加された還元剤の存在下で排気中のＮＯｘを浄化するＤｅＮＯｘ機能とをさらに有し、
   前記機関の状態及び前記排気通路内の状態の両方又は何れかに応じて、前記ＤｅＮＯｘ機能によって浄化できるＮＯｘ量に対する前記ＮＯｘ浄化触媒に流入するＮＯｘ量の割合が大きくなるＮＯｘ過剰状態であるか否かを判定するＮＯｘ過剰状態判定手段をさらに備え、
   前記燃料噴射制御手段は、前記ＮＯｘ過剰状態でない場合には燃焼空燃比をストイキよりリーンに制御し、前記ＮＯｘ過剰状態である場合には燃焼空燃比をストイキに制御することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の排気浄化システム。
4. 内燃機関の排気通路に設けられ、排気中のＨＣを酸化するＨＣ酸化機能と、ストイキ空燃比の排気下で排気中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを浄化する三元浄化機能と、排気通路内に添加された還元剤の存在下で排気中のＮＯｘを浄化するＤｅＮＯｘ機能と、を有するＨＣ酸化触媒と、
   メイン噴射と当該メイン噴射より後であってメイン噴射との間隔を広げるほど気筒内でのＰＭの燃焼量が増加する領域内での燃料噴射であるアフター噴射とを実行可能な燃料噴射弁と、
   当該燃料噴射弁からの燃料噴射量及び燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、を備えた内燃機関の排気浄化システムであって、
   前記ＨＣ酸化触媒の温度を取得する温度取得手段と、
   前記ＨＣ酸化触媒の温度に基づいて当該ＨＣ酸化触媒のＨＣ酸化能力を推定する酸化能力推定手段と、
   前記機関の状態及び前記排気通路内の状態の両方又は何れかに応じて、前記ＤｅＮＯｘ機能によって浄化できるＮＯｘ量に対する前記ＮＯｘ浄化触媒に流入するＮＯｘ量の割合が大きくなるＮＯｘ過剰状態であるか否かを判定するＮＯｘ過剰状態判定手段と、を備え、
   前記燃料噴射制御手段は、前記ＮＯｘ過剰状態であると判定されたときは、前記ＨＣ酸化能力が高くなるほどアフター噴射量を多くしながら、燃焼空燃比をストイキに制御することを特徴とする内燃機関の排気浄化システム。
5. 前記ＨＣ酸化能力は、前記ＨＣ酸化触媒の温度及び排気ボリュームに依存した基本因子と前記ＨＣ酸化触媒の劣化度合いに依存した劣化因子とよって数値化され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排気浄化システム。
6. 前記酸化能力推定手段は、アフター噴射によって供給された燃料が前記ＨＣ酸化触媒の昇温に寄与する度合いを示す前記ＨＣ酸化触媒の発熱係数に基づいて前記ＨＣ酸化能力を推定することを特徴とする請求項１から５の何れかに記載の内燃機関の排気浄化システム。
7. 前記酸化能力推定手段は、前記ＨＣ酸化触媒に貯蔵された酸素を脱離するために必要な還元剤量、又は前記ＨＣ酸化触媒に貯蔵されたＮＯｘを還元するために必要な還元剤量に基づいて前記ＨＣ酸化能力を推定することを特徴とする請求項１から５の何れかに記載の内燃機関の排気浄化システム。
8. 前記ＨＣ酸化触媒の下流側の排気中の酸素濃度を検出するＯ_２センサをさらに備え、
   前記酸化能力推定手段は、前記Ｏ_２センサの出力値が所定の目標値に維持されるように設定された空燃比目標値に基づいて前記ＨＣ酸化能力を推定することを特徴とする請求項１から５の何れかに記載の内燃機関の排気浄化システム。

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