JPH08232717A - 内燃機関の燃料噴射制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 空燃比に対するリーン限界や排気還流量ない
しキャニスタ・パージ量などの限界を拡大する。 【解決手段】 内燃機関の燃料噴射制御において、気筒
別の空燃比フィードバック制御を行うものにおいて、噴
射燃料の吸気管の壁面付着などによる燃料の輸送遅れ補
正を行って、気筒間の空燃比バラツキを減少させる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は内燃機関の燃料噴
射制御装置に関し、より具体的には気筒別の空燃比のフ
ィードバック制御を行うものにおいて、燃料の吸気管付
着による輸送遅れ補正を行って気筒間の空燃比のバラツ
キを効果的に減少させるようにしたものに関する。

【０００２】

【従来の技術】排気系集合部に設けた空燃比センサの出
力から排気系集合部の空燃比が目標値となるように燃料
噴射量を決定してフィードバック制御する技術は、良く
知られている。また、特公昭６２−２０，３６５号公報
記載の技術のように、排気系集合部の空燃比のフィード
バック制御と各気筒の空燃比フィードバック制御とを行
うことも、提案されている。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記し
た従来技術においては、噴射された燃料が吸気管壁面に
付着することで生じる燃料の輸送遅れが考慮されていな
いため、気筒間の空燃比のバラツキを効果的に減少する
ことができなかった。その結果、空燃比に対するリーン
限界や排気還流量ないしはキャニスタ・パージ量の限界
を拡大することができなかった。

【０００４】従って、この発明の目的は従来技術の上記
した欠点を解消し、気筒別空燃比フィードバック補正を
行うと共に、噴射された燃料が吸気管壁面に付着するこ
とで生じる燃料の輸送遅れを推定して気筒間の空燃比の
バラツキを効果的に減少させ、よって空燃比に対するリ
ーン限界や排気還流量ないしはキャニスタ・パージ量の
限界を拡大することを可能とする内燃機関の燃料噴射制
御装置を提供することにある。

【０００５】

【課題を解決するための手段】上記した目的を達成する
ために、請求項１項にあっては、内燃機関の排気系に設
けられ、前記内燃機関が排出する排気ガスの空燃比を検
出する空燃比検出手段と、前記空燃比検出手段の下流に
設けられた触媒装置と、前記空燃比検出手段の検出した
検出空燃比から各気筒間の空燃比バラツキを減少させる
ように、前記内燃機関に供給する燃料噴射量を各気筒別
に補正する各気筒別の空燃比補正係数を算出する空燃比
補正係数算出手段と、前記空燃比補正係数によって前記
内燃機関に供給する燃料噴射量を補正する燃料噴射量補
正手段と、補正された燃料噴射量に対して、噴射される
燃料の輸送遅れに基づいて燃料輸送遅れ補正燃料噴射量
を算出する燃料輸送遅れ補正燃料噴射量算出手段と、お
よび前記算出された燃料輸送遅れ補正燃料噴射量に基づ
いて前記内燃機関に供給する燃料噴射量を決定する燃料
噴射量決定手段と、を備える如く構成した。

【０００６】請求項２項にあっては、前記空燃比検出手
段の検出した検出空燃比から前記内燃機関の空燃比を目
標空燃比に収束させるように、前記内燃機関へ供給する
燃料噴射量を補正する第２の空燃比補正係数を算出する
第２の空燃比補正係数算出手段と、を備え、前記燃料噴
射量決定手段は、目標空燃比となるように、前記第２の
空燃比補正係数算出手段の算出する第２の空燃比補正係
数に基づいて前記内燃機関に供給する燃料噴射量を決定
する如く構成した。

【０００７】請求項３項にあっては、前記内燃機関の排
気系の挙動を記述するモデルを設定して前記空燃比検出
手段の検出する検出空燃比を入力すると共に、その内部
状態を観測するオブザーバを設定して各気筒の空燃比を
推定する空燃比推定手段と、を備え、前記第２の空燃比
補正係数算出手段は、前記推定された各気筒の空燃比に
基づいて前記第２の空燃比補正係数を算出する如く構成
した。

【０００８】請求項４項にあっては、前記内燃機関の運
転状態を検出する運転状態検出手段と、を備え、前記空
燃比推定手段は、前記運転状態検出手段の検出する運転
状態に応じて前記空燃比検出手段の検出タイミングを変
更する如く構成した。

【０００９】請求項５項にあっては、前記燃料輸送遅れ
補正燃料噴射量算出手段は、前記吸気管に設けられたス
ロットル弁の有効開口面積の変化に基づく吸入空気量に
対する補正を行う手段を含む如く構成した。

【００１０】

【作用】請求項１項にあっては、内燃機関が排出する排
気ガスの空燃比を検出し、検出空燃比から各気筒間の空
燃比バラツキを減少させるように、前記内燃機関に供給
する燃料噴射量を各気筒別に補正する各気筒別の空燃比
補正係数を算出し、前記空燃比補正係数によって前記内
燃機関に供給する燃料噴射量を補正し、補正された燃料
噴射量に対して、噴射される燃料の輸送遅れに基づいて
燃料輸送遅れ補正燃料噴射量を算出し、算出された燃料
輸送遅れ補正燃料噴射量に基づいて前記内燃機関に供給
する燃料噴射量を決定する如く構成したので、気筒間の
空燃比のバラツキを効果的に減少させ、よって空燃比に
対するリーン限界や排気還流量ないしはキャニスタ・パ
ージ量の限界を拡大することができる。更に、気筒の空
燃比応答特性が良好となり、気筒間の空燃比応答特性の
バラツキも低減することから、気筒別の空燃比のフィー
ドバックゲインを気筒ごとに設定する必要がなくなる。

【００１１】請求項２項にあっては、前記検出空燃比か
ら前記内燃機関の空燃比を目標空燃比に収束させるよう
に、前記内燃機関へ供給する燃料噴射量を補正する第２
の空燃比補正係数を算出し、目標空燃比となるように、
第２の空燃比補正係数に基づいて前記内燃機関に供給す
る燃料噴射量を決定する如く構成したので、請求項１項
で述べた作用ないし効果に加えて、内燃機関全体への供
給燃料量を補正することで、目標空燃比への収束性が更
に改善され、更に制御性が向上する。

【００１２】請求項３項にあっては、前記内燃機関の排
気系の挙動を記述するモデルを設定して前記検出空燃比
を入力すると共に、その内部状態を観測するオブザーバ
を設定して各気筒の空燃比を推定し、推定された各気筒
の空燃比に基づいて前記第２の空燃比補正係数を算出す
る如く構成したので、単一の空燃比検出手段を用いるの
みで、各気筒の空燃比を推定して気筒間の空燃比バラツ
キを効果的に減少することができる。

【００１３】請求項４項にあっては、前記内燃機関の運
転状態を検出し、検出する運転状態に応じて検出タイミ
ングを変更する如く構成したので、オブザーバの精度を
向上させることができ、単一の空燃比検出手段を用いる
のみで各気筒の空燃比を一層精度良く推定して気筒間の
空燃比バラツキを効果的に減少することができる。

【００１４】請求項５項にあっては、前記燃料輸送遅れ
補正燃料噴射量の算出には前記吸気管に設けられたスロ
ットル弁の有効開口面積の変化に基づく吸入空気量に対
する補正を行う如く構成したので、基本となる燃料噴射
量をより精度良く求めることができて気筒間の空燃比の
バラツキを一層効果的に減少させ、よって空燃比に対す
るリーン限界や排気還流量ないしはキャニスタ・パージ
量の限界を拡大することができる。

【００１５】

【発明の実施の形態】以下、添付図面に即してこの出願
に係る内燃機関の燃料噴射制御装置の実施の形態を説明
する。

【００１６】図１はその装置を概略的に示す全体図であ
る。

【００１７】図において、符号１０はＯＨＣ直列４気筒
の内燃機関を示しており、吸気管１２の先端に配置され
たエアクリーナ１４から導入された吸気は、スロットル
弁１６でその流量を調節されつつサージタンク１８と吸
気マニホルド２０を経て、２個の吸気弁（図示せず）を
介して第１から第４気筒へと流入される。各気筒の吸気
弁（図示せず）の付近にはインジェクタ２２が設けられ
て燃料を噴射する。噴射されて吸気と一体となった混合
気は、各気筒内で図示しない点火プラグで点火されて燃
焼してピストン（図示せず）を駆動する。

【００１８】燃焼後の排気ガスは、２個の排気弁（図示
せず）を介して排気マニホルド２４に排出され、排気管
２６を経て第１の触媒装置（三元触媒）２８と第２の触
媒装置（三元触媒）３０とで浄化されて機関外に排出さ
れる。上記で、スロットル弁１６はアクセルペダル（図
示せず）とは機械的に切り離され、パルスモータＭを介
してアクセルペダルの踏み込み量および運転状態に応じ
た開度に制御される。また、吸気管１２には、スロット
ル弁１６の配置位置付近にそれをバイパスするバイパス
路３２が設けられる。

【００１９】ここで、内燃機関１０には、排気ガスを吸
気側に還流させる排気還流機構１００が設けられる。

【００２０】図２を参照して説明すると、排気還流機構
１００の排気還流路１２１は、一端１２１ａが排気管２
６の第１の触媒装置２８（図２に図示省略）の上流側
に、他端１２１ｂが吸気管１２のスロットル弁１６（図
２で図示省略）の下流側に連通する。この排気還流路１
２１の途中には、排気還流量を調節する排気還流弁（還
流ガス制御弁）１２２および容積室１２１ｃが、設けら
れる。この排気還流弁１２２はソレノイド１２２ａを有
する電磁弁であり、ソレノイド１２２ａは後述する制御
ユニット（ＥＣＵ）３４に接続され、制御ユニット３４
からの出力によってその弁開度をリニアに変化させる。
排気還流弁１２２には、その弁開度を検出するリフトセ
ンサ１２３が設けられ、その出力は制御ユニット３４に
送出される。

【００２１】更に、内燃機関１０の吸気系と燃料タンク
３６との間も接続され、キャニスタ・パージ機構２００
が設けられる。

【００２２】キャニスタ・パージ機構２００は図３に示
す如く、密閉された燃料タンク３６の上部と吸気管１２
のスロットル弁１６の下流側との間に構成された、蒸気
供給通路２２１、吸着剤２３１を内蔵するキャニスタ２
２３、及びパージ通路２２４からなる。蒸気供給通路２
２１の途中には２ウェイバルブ２２２が装着され、パー
ジ通路２２４の途中にはパージ制御弁２２５、パージ通
路２２４を流れる燃料蒸気を含む混合気の流量を検出す
る流量計２２６、および該混合気中のＨＣ濃度を検出す
るＨＣ濃度センサ２２７が設けられる。パージ制御弁
（電磁弁）２２５は後述の如く制御ユニット３４に接続
され、それからの信号に応じて制御されて開弁量をリニ
アに変化させる。

【００２３】このキャニスタ・パージ機構によれば、燃
料タンク３６内で発生した燃料蒸気（燃料ベーパ）は、
所定の設定量に達すると２ウェイバルブ２２２の正圧バ
ルブを押し開き、キャニスタ２２３に流入し、吸着剤２
３１によって吸着され貯蔵される。制御ユニット３４か
らのオンオフ制御信号のデューティ比に応じた開弁量だ
けパージ制御弁２２５が開弁されると、キャニスタ２２
３に一時貯えられていた蒸発燃料は、吸入管１２内の負
圧により、外気取込口２３２から吸入された外気と共に
パージ制御弁２２５を経て吸気管１２へ吸引され、各気
筒へ送られる。また外気などで燃料タンク３６が冷却さ
れて燃料タンク内の負圧が増すと、２ウェイバルブ２２
２の負圧バルブが開弁し、キャニスタ２２３に一時貯え
られていた蒸発燃料は燃料タンク３６へ戻される。

【００２４】更に、内燃機関１０は、いわゆる可変バル
ブタイミング機構３００（図１にV/T と示す）を備え
る。可変バルブタイミング機構３００は例えば、特開平
２−２７５０４３号公報に記載されており、機関回転数
Ｎｅおよび吸気圧力Ｐｂなどの運転状態に応じて機関の
バルブタイミングV/T を図４に示す２種のタイミング特
性LoV/T, HiV/Tの間で切り換える。但し、それ自体は公
知な機構なので、説明は省略する。尚、このバルブタイ
ミング特性の切り換えには、２個の吸気弁の一方を休止
する動作を含む。

【００２５】図１に示す如く、内燃機関１０のディスト
リビュータ（図示せず）内にはピストン（図示せず）の
クランク角度位置を検出するクランク角センサ４０が設
けられると共に、スロットル弁１６の開度を検出するス
ロットル開度センサ４２、スロットル弁１６下流の吸気
圧力Ｐｂを絶対圧力で検出する絶対圧センサ４４も設け
られる。また、内燃機関１０の適宜位置には大気圧Ｐa
を検出する大気圧センサ４６が設けられ、スロットル弁
１６の上流側には吸入空気の温度を検出する吸気温セン
サ４８が設けられると共に、機関の適宜位置には機関冷
却水温を検出する水温センサ５０が設けられる。また、
油圧を介して可変バルブタイミング機構３００の選択バ
ルブタイミング特性を検出するバルブタイミング（V/T
）センサ５２（図１で図示省略）も設けられる。

【００２６】更に、排気系において、排気マニホルド２
４の下流側で第１の触媒装置２８の上流側の排気系集合
部には、第１の空燃比検出手段として広域空燃比センサ
５４が設けられると共に、その下流側には第２の空燃比
検出手段としてＯ₂ センサ５６が設けられる。ここで、
第１の触媒装置２８の容量は１リットル程度とすると共
に、第２の触媒装置３０の容量は１．７リットル程度と
する。尚、これら触媒装置２８，３０の容量は、当該触
媒装置の浄化性能、昇温特性を考慮し、それぞれ最適な
容量に設定される。

【００２７】ここで、第１の触媒装置２８は図５に示す
如く、多段の、図示例の場合には２段の触媒床（ＣＡＴ
床）（担体）から構成し、Ｏ₂ センサ５６は第１と第２
のＣＡＴ床の間に配置する構成としても良い。その場
合、第１のＣＡＴ床の容量は１リットル程度、第２のＣ
ＡＴ床の容量も１リットル程度とする。その結果、図５
に示した第１の触媒装置２８全体としては２リットル程
度の容量を有するが、Ｏ₂ センサを上記の位置に設ける
ことで、実質的には容量１リットル程度の触媒装置の下
流にＯ₂ センサを設けることと同じになり、その出力が
反転する時間が、容量２リットルの触媒装置の下流に設
けた場合に比して短くなる。従って、そのＯ₂ センサ５
６の出力に基づいて後述の如く触媒ウインドウでの空燃
比の微小制御（この明細書ではこれを「ＭＩＤＯ₂ 制
御」と呼ぶ）を行う際の制御精度が向上する。

【００２８】また、広域空燃比センサ５４の次段にはフ
ィルタ５８が接続される。また、Ｏ₂ センサ５６の次段
にも第２のフィルタ６０が接続される。これらセンサ出
力およびフィルタ出力は、制御ユニット３４に送られ
る。

【００２９】図６は制御ユニット３４の詳細を示すブロ
ック図である。広域空燃比センサ５４の出力は第１の検
出回路６２に入力され、そこで適宜な線型化処理が行わ
れてリーンからリッチにわたる広い範囲において排気ガ
ス中の酸素濃度に比例したリニアな特性からなる検出信
号を出力する（以下、この広域空燃比センサを「ＬＡＦ
センサ」と呼ぶ）。また、Ｏ₂ センサ５６の出力は第２
の検出回路６４に入力され、図７に示す如く、内燃機関
１０に供給された混合気の空燃比が理論空燃比（λ＝
１）に対してリッチかリーンかを示す検出信号を出力す
る。

【００３０】第１の検出回路６２の出力は、マルチプレ
クサ６６およびＡ／Ｄ変換回路６８を介してＣＰＵ内に
入力される。ＣＰＵはＣＰＵコア７０、ＲＯＭ７２、Ｒ
ＡＭ７４を備え、第１の検出回路６２の出力はより詳し
くは、所定のクランク角度（例えば１５度）ごとにＡ／
Ｄ変換され、ＲＡＭ７４内のバッファの１つに順次格納
される。１２個のバッファには後で図４７に示すよう
に、０から１１までのＮｏ．が付される。また、第２の
検出回路６４の出力およびスロットル開度センサ４２な
どのアナログセンサ出力も同様にマルチプレクサ６６お
よびＡ／Ｄ変換回路６８を介してＣＰＵ内に取り込ま
れ、ＲＡＭ７４に格納される。

【００３１】またクランク角センサ４０の出力は波形整
形回路７６で波形整形された後、カウンタ７８で出力値
がカウントされ、カウント値はＣＰＵ内に入力される。
ＣＰＵにおいてＣＰＵコア７０は、ＲＯＭ７２に格納さ
れた命令に従って後述の如く制御値を演算し、駆動回路
８２を介して各気筒のインジェクタ２２を駆動する。更
に、ＣＰＵコア７０は、駆動回路８４，８６，８８を介
して電磁弁９０（２次空気量を調節するバイパス路３２
の開閉）、および前記した排気還流制御用電磁弁１２２
ならびにキャニスタ・パージ制御用電磁弁２２５を駆動
する。尚、図６でリフトセンサ１２３、流量計２２６お
よびＨＣ濃度センサ２２７の図示は省略した。

【００３２】図８は、実施の形態に係る燃料噴射制御装
置の動作を説明する機能ブロック図である。

【００３３】図示の如く、実施の形態に係る燃料噴射制
御装置においては、単一のＬＡＦセンサ５４の出力から
各気筒の空燃比を推定するオブザーバ（図にOBSVと示
す）を備えると共に、ＬＡＦセンサ５４の出力をフィル
タ９２を介して入力する適応制御器（Self Tuning Regu
lator 型の適応制御器。図にSTR と示す）を備える。

【００３４】また、Ｏ₂ センサ５６の出力ＶO₂M はフィ
ルタ６０を介して目標空燃比補正ブロック（図にＫＣＭ
Ｄ補正と示す）に入力され、Ｏ₂ センサの目標値（Ｖre
fM）との差に応じて目標空燃比補正係数KCMDM が求めら
れる。他方、後述の如く、スロットル弁の有効開口面積
の変化に基づいて基本燃料噴射量ＴiM-Fが算出され、目
標空燃比補正係数KCMDM は、後述するＥＧＲないしキャ
ニスタ・パージ補正係数などを含む各種補正係数KTOTAL
と共に、基本燃料噴射量ＴiM-Fに乗算（図中で加え合わ
せ点に代えて乗算記号を用いたのは、それを示す）され
てそれを補正し、要求燃料噴射量Ｔcyl が求められる。

【００３５】また、補正された目標空燃比KCMDは適応制
御器ＳＴＲおよびＰＩＤ制御器（図にＰＩＤと示す）に
入力され、後述の如くＬＡＦセンサ出力との差に応じて
フィードバック補正係数KSTRないしはKLAFが求められ、
切換スイッチ（図に切換ＳＷと示す）を介して運転状態
に応じていずれかが要求燃料噴射量Ｔcyl に乗算され、
出力燃料噴射量Ｔout が決定される。出力燃料噴射量Ｔ
out には後述の如く付着補正がなされ、内燃機関１０に
供給される。

【００３６】即ち、上記でＬＡＦセンサ５４の出力に基
づいて空燃比が目標空燃比に制御されると共に、目標値
の近傍、いわゆる触媒ウィンドウ付近では前記したＭＩ
ＤＯ₂ 制御がなされる訳である。これについて更に説明
すると、触媒装置の働きとしてややリーンな排気ガス通
過時にＯ₂ をストレージするＯ₂ ストレージ効果がある
が、触媒装置でＯ₂ が飽和すれば浄化率が低下するた
め、その際にはややリッチな排気ガスを供給してＯ₂ を
解放させる必要がある。Ｏ₂ の解放が終了したところで
再びややリーンな排気ガスを送り、この動作を繰り返す
ことで、触媒装置の浄化率を最大にすることができる。
ＭＩＤＯ₂ 制御はこれを意図する。

【００３７】ＭＩＤＯ₂ 制御において浄化率を更に向上
させるためには、触媒装置後のＯ₂センサ５６の出力反
転からできるだけ短時間に目標通りの空燃比に触媒装置
前の空燃比を合わせること、即ち、検出空燃比KACTが目
標空燃比KCMDとなることが必要であるが、フィードフォ
ワード系で演算された燃料噴射量に目標空燃比補正係数
KCMDM を乗算するだけでは、機関の応答遅れがあるた
め、目標空燃比KCMDがなまされた検出空燃比KACTとなっ
てしまう。

【００３８】それを改善するために、目標空燃比KCMDか
ら検出空燃比KACTの応答を動的に補償、具体的には目標
空燃比KCMDを動的に補償した補正係数KSTR（適応制御器
ＳＴＲ出力）を乗算するようにした。こうすることによ
り、検出空燃比KACTが目標空燃比KCMDに速やかに収束
し、触媒浄化率を向上させることができる。尚、この明
細書で空燃比は目標値KCMDも実際値（検出値）KACTも実
際は当量比、即ち、Ｍst／Ｍ＝１／λで示している（Ｍ
st：理論空燃比、Ｍ＝A/F （Ａ：空気消費量、Ｆ：燃料
消費量）、λ：空気過剰率）。

【００３９】ここで、フィルタについて説明を補足す
る。

【００４０】図示の装置の場合、単一のセンサ出力を用
いて複数の制御方式を並列に備える多重フィードバック
構成となっている。より具体的には、多重フィードバッ
クおよび複数の制御手法を切り換える構成となっている
ことから、制御方式に応じてフィルタの周波数特性を設
定するようにした。

【００４１】具体的には、ＬＡＦセンサ５４の出力は、
１００％応答に対して約４００ｍｓの時間を要する。し
かし、そのままでは高周波成分のノイズが多く、制御性
が悪化する。そこで、５００Ｈｚのローパスフィルタを
通すと、有害な高周波成分ノイズが除去できると共に、
応答特性の悪化もほとんど見られないことが判明した。
そこで、フィルタ周波数を４Ｈｚまで下げたところ、更
に高周波ノイズが大幅に低減した。また、１００％応答
に要する時間も安定した。しかし、その場合の応答特性
は、フィルタを通さない場合ないしは５００Ｈｚのロー
パスフィルタを通す場合に比べて、多少遅くなり、１０
０％応答に対して約４００ｍｓ以上の時間を要した。

【００４２】上記から、実施の形態の場合、フィルタ５
８は５００Ｈｚの遮断周波数特性を備えたローパスフィ
ルタとすると共に、オブザーバへの入力には５００Ｈｚ
のローパスフィルタ５８の出力をそのまま用いる。これ
はオブザーバ自体は検出空燃比KACTを目標空燃比KCMDへ
収束させるような制御は行っておらず、オブザーバで推
定された各気筒の空燃比からＰＩＤ制御器によって各気
筒間の空燃比のばらつきを吸収するような構成となって
いるため、センサの応答時間があまり安定していない場
合でも、推定結果にそれほど大きな影響を及ぼすことが
なく、むしろ応答時間が早い方が制御性が向上するから
である。

【００４３】他方、適応制御器ＳＴＲ入力前に接続する
フィルタ９２（図８のみ示す）は４Ｈｚの周波数特性を
備えたローパスフィルタとする。即ち、ＳＴＲのように
デッドビート制御を行うものは、検出された空燃比に対
して忠実に遅れを補償するように作動することから、検
出空燃比のノイズや応答時間が変化すると、制御性能自
体に影響する。そのために、フィルタ９２は４Ｈｚの遮
断周波数特性を備えたローパスフィルタとする。尚、Ｐ
ＩＤ制御器の入力前に接続されるフィルタ９３は応答時
間を重視し、遮断周波数特性においてフィルタ９２と同
一かそれ以上、実施の形態の場合には２００Ｈｚとし
た。また、Ｏ₂ センサ５６に接続されるフィルタ６０の
場合、Ｏ₂ センサの特性上、その応答時間が本来的にＬ
ＡＦセンサのそれに比べて非常に高いため、１６００Ｈ
ｚ程度の遮断周波数特性を備えたローパスフィルタを用
いる。

【００４４】以下、図８ブロック図を参照して出願に係
る装置の動作を説明する。

【００４５】先ず、基本燃料噴射量ＴiM-Fを算出する。

【００４６】これは前記した如く、スロットル弁の有効
開口面積の変化に基づき、過渡運転状態を含む全ての運
転状態にわたって最適に基本（要求）燃料噴射量を決定
できるようにした。

【００４７】図９は基本燃料噴射量ＴiM-Fの算出作業を
示すフロー・チャートであり、図１０は図９フロー・チ
ャートの演算を説明するブロック図であるが、同図を参
照して説明する前に、この手法が前提とする流体力学モ
デルの考えを用いてモデルを近似する手法によってスロ
ットル通過空気量およびシリンダ流入空気量を推定する
手法について述べる。尚、その詳細は本出願人が先に提
案した特願平６−１９７，２３８号に記載されているの
で、以下簡単に説明する。

【００４８】即ち、図１１に示すように、スロットル開
度θTHから予め設定した特性に従ってスロットルの投影
面積（吸気管長手方向へのスロットルの投影面積）Ｓを
求める。他方、図１２に示すようにスロットル開度θTH
と吸気圧力Ｐｂについて予め設定した別の特性に従って
係数Ｃ（流量係数αと気体の膨張補正係数εの積）を求
め、両者を乗じてスロットルの有効開口面積Ａを求め
る。尚、いわゆるスロットル全開領域ではスロットルが
絞りではなくなるため、機関回転数ごとにスロットル全
開領域を臨界値として求めておき、検出したスロットル
開度がそれを超えたときは、臨界値をスロットル開度と
する。また、これについては気圧補正を行うが、その説
明は省略する。

【００４９】次いで、気体の状態方程式に基づく数１に
示す式からチャンバ内空気量Ｇb を求め、チャンバ圧力
変化ΔＰから数２の式に従って今回チャンバに充填され
た空気量ΔＧb を求める。今回チャンバに充填された空
気量は当然ながら気筒燃焼室に吸入されないものとすれ
ば、単位時間ΔＴ当たりの気筒吸入空気量Ｇc は、数３
に示す式のように表すことができる。尚、ここで「チャ
ンバ」は、いわゆるサージタンク相当部位のみならず、
スロットル下流から吸気ポートに至る間の全ての部位を
意味する。また「チャンバ」は、実際にチャンバとして
働く実効容積を意味する。尚、この明細書でｋはサンプ
リング時刻を示す。

【００５０】

【数１】

【００５１】

【数２】

【００５２】

【数３】

【００５３】他方、前記したＲＯＭ７２には図１３にそ
の特性を示すように、定常運転状態時の燃料噴射量Ｔim
apを、いわゆるスピードデンシティ方式に基づいて機関
回転数Ｎe と吸気圧力Ｐb とから検索できるように予め
設定してマップ化して格納しておく。また、燃料噴射量
Ｔimapは機関回転数Ｎe と吸気圧力Ｐb に応じて決定さ
れる目標空燃比KCMDに応じて修正されることから、図１
４にその特性を示すように目標空燃比KCMD、より具体的
にはその基本値KBS も、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂ
とから検索自在に予めマップ化して格納しておく。但
し、目標空燃比による燃料噴射量Ｔimapの修正はＭＩＤ
Ｏ₂ 制御と関係するので、ここでは修正は行わない。Ｍ
ＩＤＯ₂ 制御を含めた目標空燃比による修正については
後述する。尚、燃料噴射量Ｔimapは、直接的にはインジ
ェクタ２２の開弁時間を単位として設定する。

【００５４】ここで、そのマップを検索して得られる燃
料噴射量Ｔimapと前記したスロットル通過空気量Ｇthと
の関係に着目すると、定常運転状態時のある条件下（機
関回転数Ｎe1と吸気圧力Ｐb1によって規定する）におい
て、マップ検索によって決定した燃料噴射量Ｔimap1 は
数４に示す通りとなる。

【００５５】

【数４】

【００５６】ここで、スロットルの有効開口面積の変化
に応じて定常時のスロットル通過空気量から過渡運転状
態時のスロットル通過空気量を表現することができる。
具体的には、定常時のスロットル弁の有効開口面積と過
渡時のスロットル弁の有効開口面積の比を用いることに
よって表現することができる。このことは、前出の特願
平６−１９７，２３８号に詳しい。

【００５７】即ち、現在のスロットル弁の有効開口面積
をＡとし、定常運転状態のスロットル弁の有効開口面積
をＡ１とすると、定常運転状態のスロットル弁の有効開
口面積Ａ１は、現在のスロットル弁の有効開口面積Ａの
１次遅れとして把握できるのではないかと推定され、シ
ミュレーションを通じて検証したところ、図１５に示す
ように、それを確認することができた。即ち、Ａの１次
遅れを「ＡDELAY 」と呼ぶと、Ａ１とＡDELAY は、ほぼ
同様の値となっていることが分かる。従って、流体力学
モデルの考え方を用いてモデルを近似すると、Ａ／「そ
の１次遅れ」を用いれば良い。図１６に示す如く、過渡
運転状態ではスロットルが開かれた瞬間、スロットル前
後の差圧が大きいため、スロットル通過空気量が一気に
流れ、次第に定常状態に落ちつくが、その過渡運転状態
のスロットル通過空気量Ｇthを、この比Ａ／ＡDELAY で
表現できると考えた。この比は、図１７の下部に示すよ
うに、定常運転状態時では一致して１となる。以下、こ
の比を「RATIO-A 」と呼ぶ。

【００５８】更に、スロットルの有効開口面積とスロッ
トル開度θTHとの関係に着目すると、有効開口面積はス
ロットル開度に大きく依存することから、図１７に示す
如く、有効開口面積はスロットル開度の変化にほぼ追随
して変化する筈である。そうであれば、前記したスロッ
トル開度の１次遅れ値は、現象的には有効開口面積の１
次遅れにほぼ等価的に対応する筈である。そこで、図１
０に示すように、スロットル開度の１次遅れ値から有効
開口面積（１次遅れ値）ＡDELAY を算出するようにした
（尚、図１０において（１−Ｂ）／（ｚ−Ｂ）は離散系
の伝達関数で１次遅れを意味する）。

【００５９】即ち、スロットル開度θTHから予め設定し
た特性に従ってスロットル投影面積Ｓを求めると共に、
スロットル開度１次遅れ値θTH-Dと吸気圧力Ｐｂとから
図１２に示した如き特性に従って係数Ｃを求め、次いで
両者の積を求めて有効開口面積（１次遅れ値）ＡDELAY
を算出するようにした。更に、チャンバ充填空気量ΔＧ
b の吸入空気量への反映遅れを解消するために、値ΔＧ
b の１次遅れも用いることとした。

【００６０】更に、検討したところ、スロットル通過空
気量Ｇthとチャンバ充填空気量ΔＧb とを個々に求める
必要はなく、チャンバ充填空気量ΔＧb をスロットル通
過空気量Ｇthから算出することで、気筒吸入空気量Ｇc
が、スロットル通過空気量Ｇthのみから算出できた。こ
れによって、構成が簡易になると共に、演算量も削減で
きた。即ち、数１において単位時間ΔＴ当たりの気筒吸
入空気量Ｇc は、数５のように表すことができるが、こ
れは数６および数７と等価である。数６および数７を伝
達関数形式で表すと数８が導かれる。即ち、数８に示す
如く、吸入空気量Ｇc は、スロットル通過空気量Ｇthの
１次遅れ値から求めることができる。これをブロック図
で示すと、図１８のようになる。尚、図１８において伝
達関数は図１０のそれとは異なるため、それを示す意味
で（１−Ｂ’）／（ｚ−Ｂ’）とダッシュを付した。

【００６１】

【数５】

【００６２】

【数６】

【００６３】

【数７】

【００６４】

【数８】

【００６５】従って、基本燃料噴射量ＴiM-Fは、 ＴiM-F＝マップ検索燃料噴射量ＴiM×実スロットル有効
開口面積／吸気圧力Ｐｂとスロットル開度の一次遅れ値
θTH-Dにより求まるスロットル有効開口面積 ＝マップ検索燃料噴射量ＴiM×RATIO-Aで求めるように
した。

【００６６】以上を前提として、図９フロー・チャート
を参照してこの制御装置の動作を説明する。

【００６７】先ずＳ１０において検出した機関回転数Ｎ
ｅ、吸気圧力Ｐb 、スロットル開度θTH、気圧Ｐａ、機
関冷却水温Ｔｗなどを読み込む。尚、スロットル開度θ
THはアイドル運転状態のスロットル全閉開度を学習し、
その値を基準として検出された値を用いる。

【００６８】続いて、Ｓ１２に進んで機関がクランキン
グ（始動）中か否か判断し、否定されるときはＳ１４に
進んでフューエルカットか否か判断し、同様に否定され
るときはＳ１６に進み、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂ
とからＲＯＭ７２に格納した図１３にその特性を示すマ
ップを検索して燃料噴射量ＴiM（定常運転状態時の燃料
噴射量Ｔimap）を求める。尚、求めた燃料噴射量ＴiMに
は次いで気圧補正などを必要に応じて適宜加えるが、そ
の補正自体はこの発明の要旨とするところではないの
で、詳細な説明を省略する。次いでＳ１８に進んで検出
したスロットル開度の１次遅れ値θTH-Dを演算する。

【００６９】続いてＳ２２に進んでスロットル開度θTH
と吸気圧力Ｐｂより現在のスロットルの有効開口面積Ａ
を算出する。次いでＳ２４に進んでスロットル開度１次
遅れ値θTH-Dと吸気圧力Ｐｂよりスロットルの有効開口
面積の１次遅れ値ＡDELAY を算出する。

【００７０】次いで、Ｓ２６に進んでRATIO-A を RATIO-A ＝（Ａ＋ＡBYPASS）／（Ａ＋ＡBYPASS)DELAY なる式から算出する。尚、値ＡBYPASSは、バイパス路３
２などスロットル弁１６を通過しないで燃焼室に吸入さ
れる空気量（図１０に「リフト量」として示す）を意味
し、正確に燃料噴射量を決定するためにはこの空気量を
も勘案する必要があるため、それに対応する値を所定の
特性に従ってスロットル開度ＡBYPASSに換算して求めて
おいて有効開口面積Ａに加算すると共に、その和（Ａ＋
ＡBYPASS）とその１次近似値（「（Ａ＋ＡBYPASS）DELA
Y 」と呼ぶ) の比を求め、それをRATIO-A とする。

【００７１】このように、分子、分母の双方に加算する
結果、スロットル弁を通過しないで燃焼室に吸入される
空気量の計測に誤りがあっても、決定される燃料噴射量
への影響度が小さくなる。続いて、Ｓ２８に進んで燃料
噴射量ＴiMにRATIO-A を乗じてスロットル通過空気量に
相当する基本燃料噴射量ＴiM-Fを算出する。尚、Ｓ１２
でクランキング中と判断されたときはＳ３０に進んで水
温Ｔw から所定のテーブル（図示省略）を検索してクラ
ンキング時の燃料噴射量Ｔicr を算出し、Ｓ３２で始動
モードの式（説明省略）に基づいて燃料噴射量ＴiM-Fを
決定すると共に、Ｓ１４でフューエル・カットと判断さ
れたときはＳ３４に進んで燃料噴射量ＴiM-Fを零にす
る。

【００７２】上記した基本燃料噴射量ＴiM-Fの算出手法
は、簡易なアルゴリズムによって定常運転状態から過渡
運転状態までを表現することができ、定常運転状態時の
燃料噴射量をマップ検索によってある程度保証すること
ができると同時に、複雑な演算を必要とせずに燃料噴射
量を最適に決定することができる。しかも、定常運転状
態と過渡運転状態とでモデル式の持ち替えが要らず、１
つの式で全ての運転状態を表現することができるため、
一般に切り換え点の近傍で見られるような制御の不連続
を生じることがない。また空気の挙動を良く表現できた
ため、制御性や制御精度を向上させることができる。

【００７３】図８ブロック図に戻ると、次いでＥＧＲ補
正係数KEGR、キャニスタパージ補正係数KPUGを含む各種
補正係数KTOTALを算出する。

【００７４】先ず、ＥＧＲ補正係数について説明する。

【００７５】排気還流量は内燃機関の燃料噴射量を制御
するときに外乱となることから、排気還流率ないし排気
還流量を精度良く推定する必要がある。尚、ここで「排
気還流率」は、排気ガス／吸入空気の体積比ないしは重
量比を意味する。

【００７６】図１９は、その排気還流率の推定動作を説
明するフロー・チャートである。

【００７７】同図の説明に入る前に、図２０以下を参照
して実施の形態に係る排気還流率の推定動作のアルゴリ
ズムを説明する。

【００７８】排気還流弁を通過するガス量は、弁単体と
してみると、弁の開口面積と弁前後の圧力比、即ち、流
量特性（設計諸元）によって決定される。即ち、弁の開
口面積、即ち、リフト量と、弁の上下流圧力の比から求
められると考えられる。実機においても図２０に示すよ
うに、還流ガス量は、弁のリフト量と、大気圧Ｐａと吸
気管１２の吸気圧力Ｐｂとの比を求めることにより、あ
る程度まで推定可能と考えられる（実際には排気圧力や
排気温度により流量特性が若干変化するが、その特性の
変化は後述の如くガス量割合を用いることでかなりの程
度まで吸収できると考えられる）。

【００７９】そこで、先ずこの点に着目し、流量特性に
基づいて還流率を求めるようにした。尚、開口面積をリ
フト量から求めているが、これはリフト量が開口面積に
対応する構造の弁を使用したためである。従って、リニ
ヤソレノイドなど別の構造のものを使用するときは、別
のパラメータから開口面積を求めることになる。

【００８０】ところで、還流率には定常時の還流率と過
渡時の還流率とがあるが、そのうち定常時の還流率とは
リフト指令値が実リフトと等しい状態の値であり、過渡
時の還流率とは図２１に示すように、リフト指令値が実
リフトと等しくない状態の値である。そして、この発明
に係るアルゴリズムでは、過渡時の差異は、図２０に示
すように、還流率がそれに対応するガス量割合分だけ、
定常時の還流率からずれることによって生じた、と考え
た。

【００８１】具体的には、定常時では リフト指令値＝実リフト、ガス量割合＝１ 即ち、 還流率＝定常時の還流率 過渡時では リフト指令値≠実リフト、ガス量割合≠１ 即ち、 還流率＝定常時の還流率（マップ検索値）×ガス量割合 となる。

【００８２】このように、両ガス量の割合を定常時の還
流率に乗じることで、燃焼室に流入する正味還流率が求
められると考えた。式で示すと、以下の如くになる。 正味還流率＝（定常時の還流率）×（実リフトと弁前後
の圧力比より求まるガス量QACT）／（リフト指令値と弁
前後の圧力比より求まるガス量QCMD）

【００８３】ここで、定常時の還流率は、還流率補正係
数を求め、それを１から減算することで求める。即ち、
定常時の還流率補正係数をKEGRMAP と称すると、 定常時の還流率＝（１−KEGRMAP ） で求める。尚、この明細書では定常時の還流率ないし定
常時の還流率補正係数を基本排気還流率ないし基本排気
還流率補正係数とも称する。また、定常時の還流率補正
係数KEGRMAP は、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから
予め実験で求めて図２２に示すようにマップとして設定
しておき、それを検索して求めるようにした。

【００８４】ところで、排気還流制御においては、機関
回転数と機関負荷などから排気還流弁のリフト指令値を
決定して行うが、図２１に示すように、指令値に対して
実リフト（リフト検出値）は遅れを持つ。更に、その開
弁動作に応じて還流ガスが燃焼室に流入するにも遅れが
ある。

【００８５】そこで、本出願人は先に特願平６−１０
０，５５７号において、前記した式、正味還流率＝（定
常時の還流率）×（実リフトと弁前後の圧力比より求ま
るガス量QACT）／（リフト指令値と弁前後の圧力比より
求まるガス量QCMD）、で正味還流率を求める手法を示し
たが、そこで還流ガスの流入遅れは一次遅れの考え方を
用いていた。ここでは、無駄時間の考え方を用いると、
排気還流弁を通過した還流ガスは、ある無駄時間が経過
した後に、一度に燃焼室に流入するとみなすことができ
る。そこで、所定の周期ごとに前記した正味還流率を算
出して記憶手段に格納しておくと共に、無駄時間に相当
する過去の周期の算出値をもって真に燃焼室に流入した
排気ガスの還流率とみなすようにした。

【００８６】以下、実施の形態に係る装置の動作を図１
９フロー・チャートに従って説明する。尚、このプログ
ラムは各ＴＤＣ位置で起動される。

【００８７】先ずＳ２００で機関回転数Ｎｅ、吸気圧力
Ｐｂ、大気圧Ｐａ、実リフトＬＡＣＴ（リフトセンサ１
２３の出力）などを読み込み、Ｓ２０２に進んで機関回
転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとからリフト指令値LCMDを検索
する。ここでリフト指令値LCMDは、図２３に示す如く、
予め特性を定めて設定しておいたマップを検索して求め
る。

【００８８】続いてＳ２０４に進んで機関回転数Ｎｅと
吸気圧力Ｐｂとから前記した図２２に示すマップを検索
して基本排気還流率補正係数KEGRMAP を求める。次いで
Ｓ２０６に進んで検出した実リフトLACTが零ではないこ
とを確認し、即ち、排気還流弁１２２が開弁しているこ
とを確認してＳ２０８に進み、検索したリフト指令値LC
MDを所定の下限値LCMDLL（微小値）と比較する。

【００８９】Ｓ２０８で検索値が下限値以下ではないと
判断されるときはＳ２１０に進み、そこで吸気圧力Ｐｂ
と大気圧Ｐａとの比Ｐｂ／Ｐａを求め、それと検索した
リフト指令値LCMDとから、図２０に示す特性をマップ化
したもの（図示せず）を検索してガス量QCMDを求める。
これは先の数式に言う「リフト指令値と弁前後の圧力比
より求まるガス量」である。

【００９０】続いてＳ２１２に進み、検出した実リフト
LACTと同様の比Ｐｂ／Ｐａとから同様に図２０に示す特
性をマップ化したもの（図示せず）を検索してガス量QA
CTを求める。これは先の数式で言う「実リフトと弁前後
の圧力比より求まるガス量」に相当する。

【００９１】続いてＳ２１４に進んで検索した基本排気
還流率補正係数KEGRMAP を１から減算して得た値を定常
還流率（基本排気還流率ないし定常時の還流率）とす
る。ここで、定常時の還流率とは前記の如く、排気還流
動作が安定している際の還流率、即ち、排気還流動作が
開始される、ないしは停止される際などの過渡的な状態
にないときの還流率を意味する。

【００９２】続いてＳ２１６に進み、図示の如く、定常
還流率に値QACT,QCMD の比QACT/QCMD を乗じて正味還流
率を求める。続いて、Ｓ２１８に進んで排気還流率に対
する燃料噴射補正係数KEGRN を演算する。図２４はその
作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。

【００９３】同図に従って説明すると、Ｓ３００におい
て正味還流率（図１９のＳ２１６で求めたもの）を１か
ら減算し、その値を排気還流率に対する燃料噴射補正係
数KEGRN とする。続いてＳ３０２に進み、算出した排気
還流率に対する燃料噴射補正係数KEGRN をリングバッフ
ァに格納（記憶）する。図２５はそのリングバッファの
構成を示す説明図であり、制御ユニット３４のＲＡＭ７
４内に設けられる。リングバッファは図示の如く、ｎ個
のアドレスを有し、各アドレスは０からｎまでの番号が
付される。そして図１９（および図２４）フロー・チャ
ートがＴＤＣで起動されて燃料噴射補正係数KEGRN が算
出される度に、図において上方から順次格納（更新）さ
れる。

【００９４】続いてＳ３０４に進み、検出した機関回転
数Ｎｅと機関負荷、例えば吸気圧力Ｐｂとからマップを
検索して無駄時間τを検索する。図２６はその特性を示
す説明図である。即ち、前記した無駄時間は排気還流弁
を通過した還流ガスが燃焼室に流入するまでの遅れ時間
を示すが、それは機関回転数および機関負荷、例えば吸
気圧力などに応じて変わるものである。ここで、無駄時
間τは、より具体的には前記したバッファ番号で示され
る。

【００９５】続いてＳ３０６に進み、検索した無駄時間
τ（より具体的にはバッファ番号）に基づき、相当する
アドレスに格納された算出値（排気還流率に対する燃料
噴射補正係数KEGRN ）を読み出す。即ち、図２７に示す
ように、現在時点がＡであるとき、例えば１２回前の算
出値を選択し、それを今回の排気還流率に対する燃料噴
射補正係数KEGRN とする。

【００９６】これを排気還流弁の動作から見ると、１２
回前の排気還流率に対する燃料噴射補正係数KEGRN は
１．０であり、そのことは排気還流弁が閉じられていた
ことを意味する。その後に排気還流率に対する燃料噴射
補正係数KEGRN は例えば０．９９，０．９８などと徐々
に小さくなり、換言すれば排気還流弁が開けられて現在
時点Ａに至っているが、図示例の場合、現在時点では、
還流ガスは未だ燃焼室に流入していないと判断し、従っ
て燃料噴射の減少補正を行わないようにする。

【００９７】同時に、決定した排気還流率に対する燃料
噴射補正係数KEGRN に基づいて燃料噴射量を補正する。
この燃料噴射量の補正は後述の、機関回転数と機関負荷
とから求めた基本燃料噴射量ＴiM-Fに排気還流率に対す
る燃料噴射補正係数KEGRN を乗じて要求燃料噴射量Ｔcy
l を求めることで行う。

【００９８】尚、図１９フロー・チャートにおいて、Ｓ
２０６で実リフトLACTが零と判断されるときは排気還流
は行われていないが、排気還流率に対する燃料噴射補正
係数KEGRN は無駄時間τが経過した後の値から決定され
るため、Ｓ２２０を経てＳ２１４以降に進んで正味還流
率と排気還流率に対する燃料噴射補正係数KEGRN を算出
する。この場合、Ｓ２１６で正味還流率は０に、図２４
フロー・チャートのＳ３００で排気還流率に対する燃料
噴射補正係数KEGRN は１．０に決定される。

【００９９】また、Ｓ２０８でリフト指令値LCMDが下限
値LCMDLL以下と判断されるときはＳ２２２に進み、リフ
ト指令値LCMDは前回値LCMDk-1 をそのまま保持する（簡
略化のため、この明細書では今回値にｋを付すのは省略
した）。

【０１００】これは、排気還流を実行する領域から実行
しない領域へ移行した際、リフト指令値LCMDが零になっ
ても、排気還流弁１２２の動特性に遅れがあるため、実
リフトLACTは直ちに零にならないことから、リフト指令
値LCMDが下限値（閾値）LCMDLL以下の場合にはリフト指
令値LCMDを前回値LCMDk-1 （前回制御サイクル時k-1の
ときの値）にホールドするようにした。この前回値ホー
ルドは、Ｓ２０６で実リフトLACTが零になったことが確
認されるまで行われる。

【０１０１】また、リフト指令値LCMDが下限値LCMDLL以
下のときはリフト指令値LCMDが零である場合もあり、そ
の際にはＳ２１０でのQCMD検索値も零となってＳ２１６
の演算で零割りが生じて演算不能となる。しかし、上記
の如く前回値をホールドすることにより、演算不能とな
る恐れはない。尚、下限値LCMDLLは微小値としたが、零
でも良い。

【０１０２】続いてＳ２２４に進み、基本排気還流率補
正係数KEGRMAP のマップ検索値（Ｓ２０４で検索）を前
回検索値KEGRMAPk-1に置き換える。これは、Ｓ２０２で
検索されたリフト指令値LCMDが下限値以下と判断される
運転状態においては、Ｓ２０４で検索される基本排気還
流率補正係数KEGRMAP が、この実施の形態で予定する特
性では１に設定されるため、Ｓ２１４の演算において定
常還流率が０となる恐れがあるからである。

【０１０３】上記の如く、検出された機関回転数および
機関負荷、例えば吸気圧力と排気還流弁の作動状態とか
ら前記排気還流弁を通過して燃焼室に流入する排気ガス
の正味還流率を演算周期ごとに算出し、それに基づいて
排気還流率に対する燃料噴射補正係数を演算周期ごとに
順次算出して記憶しておくと共に、排気ガスが排気還流
弁を通過して燃焼室に流入するまでの無駄時間を求め、
無駄時間に相当する演算周期の算出値を選択し、それを
現在の演算周期での排気還流率に対する燃料噴射補正係
数とみなすようにしたので、複雑な計算や不確定な演算
要素を極力低減することができ、簡易な構成でありなが
ら、燃焼室に流入する排気ガスの還流率を精度良く求め
て燃料噴射量を精度良く補正することができる。尚、上
記において、KEGRN に代えて正味還流率をリングバッフ
ァに格納しても良く、更には無駄時間τを固定値として
も良い。尚、その詳細は本出願人が先に提案した特願平
６−２９４，０１４号に述べられているので、これ以上
の説明は省略する。

【０１０４】次いで、キャニスタ・パージ補正係数KPUG
（パージ質量に応じた）について説明する。

【０１０５】キャニスタ・パージ時には、キャニスタ２
２３から燃料分を含んだガスが吸気系に吸引されるた
め、空燃比がリッチ側にずれる。このずれは後でフィー
ドバック系にて補正される。しかし、キャニスタ・パー
ジ時には空燃比がリッチ側にずれることが予め予想され
るため、パージ質量に応じた減量補正量をKPUGとして予
め補正しておけば、フィードバック系の補正量が減少す
る、即ち、フィードバック系の負荷が低減されるため、
外乱に対する安定性や追従性が向上する。

【０１０６】補正手法としては、流入するキャニスタ・
パージの流量と濃度とから、キャニスタ・パージ中の燃
料量を算出する手法、ないしは空燃比センサの目標空燃
比に対する偏差からパージ質量に応じた補正係数KPUGを
求める手法が考えられる。以下に、前者の手法に基づい
てキャニスタ・パージ補正係数KPUGを算出する例を述べ
る。

【０１０７】図２８はその算出手法を示すフロー・チャ
ートである。

【０１０８】先ず、Ｓ４００で前記流量計２２６を介し
てキャニスタ・パージの流量を検出し、Ｓ４０２で前記
ＨＣ濃度センサ２２７を介してその濃度を検出する。次
いでＳ４０４で検出した流量と濃度とから、キャニスタ
・パージによる流入燃料量（質量）を算出する。次いで
Ｓ４０６に進んで算出した流入燃料量をガソリン燃料量
に変換する。即ち、キャニスタ・パージ中の燃料成分
は、ガソリンの軽質分であるブタンがほとんどである。
ブタンとガソリンとでは理論空燃比が異なるため、ここ
でガソリン相当量に変換する。次いでＳ４０８に進み、
前記したマップ検索燃料噴射量ＴiMに目標空燃比を乗算
して気筒吸入空気量Ｇc を求め、それと変換されたガソ
リン量とから、パージ質量に応じた補正係数KPUGを算出
する。

【０１０９】尚、パージ制御弁２２５の制御は、図示し
ないプログラムにより、予め定められた機関回転数と機
関負荷などの運転状態に応じて目標キャニスタ・パージ
量を満足するように行われる。尚、言うまでもなく、キ
ャニスタ・パージが実行されないときは、パージ質量に
応じた補正係数KPUGは１となる。

【０１１０】上記において、先に目標のパージ質量に応
じた補正係数KPUG、例えば０．９５を設定し、その値に
見合うようにパージ制御弁を制御しても良い。更には前
記した如く、空燃比センサの目標空燃比に対する偏差か
らパージ質量に応じた補正係数KPUGを求めても良い。ま
た気筒吸入空気量Ｇc は、機関回転数と機関負荷とから
マップ値として設定しておいても良い。更には、Ｓ４０
６で求めたガソリン燃料量を要求燃料噴射量Ｔcyl から
減算しても良い。

【０１１１】その他、補正係数KTOTALには、水温による
補正係数や吸気温による補正係数があるが、それらは公
知であるので、説明を省略する。かく求めた排気還流率
に対する燃料噴射補正係数KEGRN,パージ質量に応じたKP
UGなどを合算してKTOTALとして基本燃料噴射量ＴiM-Fに
乗算してそれを補正する。

【０１１２】次いで目標空燃比KCMDおよび目標空燃比補
正係数KCMDM を算出する。

【０１１３】図２９はその算出作業を示すフロー・チャ
ートである。

【０１１４】先ず、Ｓ５００において前記した基本値KB
S を検索する。これは機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂと
から図１４に示したマップを検索して求める。尚、その
マップにはアイドル時の基本値も含まれる。また、機関
の低負荷時に機関へ供給する空燃比を大きく（当量比で
言えば小さく）して燃費特性を向上させる、いわゆるリ
ーンバーン機関にあっては、リーンバーン用の基本値も
含まれる。

【０１１５】次いでＳ５０２に進み、適宜なタイマの値
を参照して機関始動後のリーンバーン制御が実行されて
いるか否か判別する。実施の形態に係る内燃機関１０に
は可変バルブタイミング機構が設けられていることか
ら、吸気弁の一方の動作を休止させることで始動後の所
定期間は、目標空燃比を理論空燃比よりややリーン側に
設定するリーンバーン制御を行っている。即ち、始動後
の触媒装置が未だ活性化していない間に空燃比をリッチ
化することでＨＣが増える不都合を回避している。

【０１１６】通常の２個の吸気弁を有した機関では、こ
のように機関始動後に目標空燃比をリーン側に設定する
と、機関の燃焼が不安定となり、失火などが起きる場合
もある。しかし、実施の形態に係る可変バルブタイミン
グ機構を備えた機関にあっては、吸気弁の一方を休止さ
せることで、燃焼室内の吸入空気にいわゆるスワールと
呼ばれる渦ができ、機関の始動直後であっても安定した
燃焼が得られるため、始動直後でもリーン化が可能とな
る。そこでタイマ値からその期間にあるか否か判別し、
それに応じてリーン補正係数を算出する。この値は例え
ばリーンバーン制御期間にあれば０．８９、ないときは
１．０と算出される。

【０１１７】次いでＳ５０４に進み、スロットル開度が
全開（ＷＯＴ）であるか否か判断し、判断結果に応じて
全開増量補正値を算出する。次いでＳ５０６に進み、水
温Ｔｗが高いか否か判断し、判断結果に応じて増量補正
係数KTWOT を演算する。この値には、高水温時の機関保
護のための補正係数も含まれる。

【０１１８】次いでＳ５０８に進んで基本値KBS に求め
た補正係数を乗算して基本値KBS を補正すると共に、目
標空燃比KCMDを決定する。これは、補正した基本値KBS
に基づき、図７に示す如く、理論空燃比近傍のＯ₂ セン
サ５６の出力が線形特性を備える範囲（縦軸に破線で示
す）において、空燃比の微小制御（前記したＭＩＤＯ₂
制御）のためのウインドウ（以下DKCMD-OFFSETと称す
る）を設定し、そのウインドウ値DKCMD-OFFSETを補正し
た基本値KBS に加算することで行う。即ち、目標空燃比
KCMDを以下の如く決定する。 KCMD＝KBS ＋DKCMD-OFFSET

【０１１９】次いでＳ５１０に進んで求めた目標空燃比
KCMD(k) （ｋ：時刻）のリミット処理を行う。次いでＳ
５１２に進んで算出した目標空燃比KCMD(k) が１ないし
その付近の値にあるか否か判断し、肯定されるときはＳ
５１４に進んでＯ₂ センサ５６の活性化判断を行う。こ
れは図示しない別ルーチンで実行され、Ｏ₂ センサ５６
の出力電圧の変化を検出することで行う。次いでＳ５１
６に進んでＭＩＤＯ₂制御用のDKCMD の演算を行う。こ
れは第１の触媒装置２８下流（図５に示す触媒装置２８
の場合は第１のＣＡＴ床の下流）のＯ₂ センサ５６の出
力より上流側のＬＡＦセンサ５４の目標空燃比KCMD(k)
を可変とする作業を意味する。詳しくは図７に示す如
く、所定の比較電圧ＶrefMとＯ₂ センサ５６の出力電圧
ＶO₂M の偏差にＰＩＤ制御則を用いて値DKCMD を算出す
ることで行う。尚、比較電圧ＶrefMは、大気圧Ｐａ、水
温Ｔｗ、排気ボリューム（機関回転数Ｎｅおよび吸気圧
力Ｐｂより求めることが可能）などに応じて求める。

【０１２０】尚、前記したウインドウ値DKCMD-OFFSET
は、第１、第２の触媒装置２８，３０が最適な浄化率を
維持するために加えるオフセット値である。これは触媒
装置の特性により異なることから、図示例の第１の触媒
装置２８の特性を勘案して決定する。また経年劣化によ
っても変化することから、値DKCMD の毎回の算出値を用
いて加重平均により学習する。具体的には、 DKCMD-OFFSET(k) ＝Ｗ×DKCMD ＋（１−Ｗ）×DKCMD-OF
FSET(k-1) で求める。ここで、Ｗ：重み係数、ｋ：時刻である。即
ち、目標空燃比KCMDを値DKCMD-OFFSETの前回算出値で学
習演算することにより、経年劣化の影響を受けることな
く、浄化率が最適となる空燃比にフィードバック制御す
ることができる。尚、この学習は、機関回転数Ｎｅおよ
び吸気圧力Ｐｂなどから運転状態を領域毎に分けて行っ
ても良い。

【０１２１】次いでＳ５１８に進み、算出した値DKCMD
(k)を加算して目標空燃比KCMD(k) を更新し、Ｓ５２０
に進んで図３０にその特性を示すテーブルを目標空燃比
KCMD(k) で検索し、補正係数KETCを求める。これは、気
化熱で吸入空気の充填効率が相違するのを補償するため
である。具体的には、求めた補正係数KETCを用いてKCMD
(k) を図示の如く補正し、目標空燃比補正係数KCMDM(k)
を算出する。即ち、この制御においては目標空燃比を当
量比で示すと共に、それに充填効率補正を施した値KCMD
M を目標空燃比補正係数とする。尚、Ｓ５１２で否定さ
れるときは、制御すべき目標空燃比KCMDが理論空燃比に
対して大きくずれているときであり、例えばリーンバー
ン運転時であり、ＭＩＤＯ₂ 制御を行う必要がないこと
から、直ちにＳ５２０にジャンプする。最後にＳ５２２
で目標空燃比補正係数KCMDM(k)のリミット処理を行って
終わる。

【０１２２】図８ブロック図に示す如く、かく求めた目
標空燃比補正係数KCMDM と各種補正係数合算値KTOTALは
基本燃料噴射量ＴiM-Fに乗じられ、要求燃料噴射量Ｔcy
l が算出される。

【０１２３】続いて、KSTRなどのフィードバック補正係
数を算出するが、その説明に入る前に、ここでＬＡＦセ
ンサ出力のサンプリングおよびオブザーバについて説明
する。尚、そのサンプリング動作ブロックを図８で「Se
l-V 」と示す。

【０１２４】内燃機関において排気ガスは排気行程で排
出されることから、多気筒内燃機関の排気系集合部にお
いて空燃比の挙動をみると、明らかにＴＤＣに同期して
いる。従って、内燃機関の排気系にＬＡＦセンサ５４を
設けて空燃比をサンプリングするときもＴＤＣに同期し
て行う必要があるが、検出出力を処理する制御ユニット
（ＥＣＵ）３４のサンプルタイミングによっては空燃比
の挙動を正確に捉えられない場合が生じる。即ち、例え
ば、ＴＤＣに対して排気系集合部の空燃比が図３１のよ
うであるとき、制御ユニットで認識する空燃比は図３２
に示す如く、サンプルタイミングによっては全く違った
値となる。この場合、実際の空燃比センサの出力変化を
可能な限り正確に把握できる位置でサンプリングするの
が望ましい。

【０１２５】更に、空燃比の変化は排気ガスのセンサま
での到達時間やセンサの反応時間によっても相違する。
その中、センサまでの到達時間は排気ガス圧力、排気ガ
スボリュームなどに依存して変化する。更に、ＴＤＣに
同期してサンプリングすることはクランク角度に基づい
てサンプリングすることになるので、必然的に機関回転
数の影響を受けざるを得ない。このように、空燃比の検
出は機関の運転状態に依存するところが大きい。そのた
めに従来技術、例えば特開平１−３１３，６４４号公報
記載の技術においては所定クランク角度毎に検出の適否
を判定しているが、構成が複雑であって演算時間が長く
なるため高回転域では対応しきれなくなる恐れがあると
共に、検出を決定した時点で空燃比センサの出力の変局
点を徒過してしまう不都合も生じる。

【０１２６】図３３は、そのＬＡＦセンサのサンプリン
グ動作を示すフロー・チャートであるが、空燃比の検出
精度は特に前記したオブザーバの推定精度と密接な関連
を有するので、同図の説明に入る前に、ここでオブザー
バによる空燃比推定について簡単に説明する。

【０１２７】先ず、１個のＬＡＦセンサの出力から各気
筒の空燃比を精度良く分離抽出するためには、ＬＡＦセ
ンサの検出応答遅れを正確に解明する必要がある。そこ
で、この遅れを１次遅れ系と擬似的にモデル化し、図３
４に示す如きモデルを作成した。ここでＬＡＦ：ＬＡＦ
センサ出力、Ａ／Ｆ：入力Ａ／Ｆ、とすると、その状態
方程式は下記の数９で示すことができる。

【０１２８】

【数９】

【０１２９】これを周期ΔＴで離散化すると、数１０で
示すようになる。図３５は数１０をブロック線図で表し
たものである。

【０１３０】

【数１０】

【０１３１】従って、数１０を用いることによってセン
サ出力より真の空燃比を求めることができる。即ち、数
１０を変形すれば数１１に示すようになるので、時刻ｋ
のときの値から時刻ｋ−１のときの値を数１２のように
逆算することができる。

【０１３２】

【数１１】

【０１３３】

【数１２】

【０１３４】具体的には数１０をＺ変換を用いて伝達関
数で示せば数１３の如くになるので、その逆伝達関数を
今回のＬＡＦセンサ出力ＬＡＦに乗じることによって前
回の入力空燃比をリアルタイムに推定することができ
る。図３６にそのリアルタイムのＡ／Ｆ推定器のブロッ
ク線図を示す。

【０１３５】

【数１３】

【０１３６】続いて、上記の如く求めた真の空燃比に基
づいて各気筒の空燃比を分離抽出する手法について説明
すると、先願でも述べたように、排気系の集合部の空燃
比を各気筒の空燃比の時間的な寄与度を考慮した加重平
均であると考え、時刻ｋのときの値を、数１４のように
表した。尚、Ｆ（燃料量）を制御量としたため、ここで
は『燃空比Ｆ／Ａ』を用いているが、後の説明において
は理解の便宜のため、支障ない限り「空燃比」を用い
る。尚、空燃比（ないしは燃空比）は、先に数１３で求
めた応答遅れを補正した真の値を意味する。

【０１３７】

【数１４】

【０１３８】即ち、集合部の空燃比は、気筒ごとの過去
の燃焼履歴に重みＣｎ（例えば直近に燃焼した気筒は４
０％、その前が３０％．．．など）を乗じたものの合算
で表した。このモデルをブロック線図であらわすと、図
３７のようになる。

【０１３９】また、その状態方程式は数１５のようにな
る。

【０１４０】

【数１５】

【０１４１】また集合部の空燃比をｙ(k) とおくと、出
力方程式は数１６のように表すことができる。

【０１４２】

【数１６】

【０１４３】上記において、ｕ(k) は観測不可能のた
め、この状態方程式からオブザーバを設計してもｘ(k)
は観測することができない。そこで４ＴＤＣ前（即ち、
同一気筒）の空燃比は急激に変化しない定常運転状態に
あると仮定してｘ(k＋1 ）＝ｘ(k-3) とすると、数１７
のようになる。

【０１４４】

【数１７】

【０１４５】ここで、上記の如く求めたモデルについて
シミュレーション結果を示す。図３８は４気筒内燃機関
について３気筒の空燃比を１４．７にし、１気筒だけ１
２．０にして燃料を供給した場合を示す。図３９はその
ときの集合部の空燃比を上記モデルで求めたものを示
す。同図においてはステップ状の出力が得られている
が、ここで更にＬＡＦセンサの応答遅れを考慮すると、
センサ出力は図４０に「モデル出力値」と示すようにな
まされた波形となる。図中「実測値」は同じ場合のＬＡ
Ｆセンサ出力の実測値であるが、これと比較し、上記モ
デルが多気筒内燃機関の排気系を良くモデル化している
ことを検証している。

【０１４６】よって、数１８で示される状態方程式と出
力方程式にてｘ(k) を観察する通常のカルマンフィルタ
の問題に帰着する。その荷重行列Ｑ，Ｒを数１９のよう
においてリカッチの方程式を解くと、ゲイン行列Ｋは数
２０のようになる。

【０１４７】

【数１８】

【０１４８】

【数１９】

【０１４９】

【数２０】

【０１５０】これよりＡ−ＫＣを求めると、数２１のよ
うになる。

【０１５１】

【数２１】

【０１５２】一般的なオブザーバの構成は図４１に示さ
れるようになるが、今回のモデルでは入力ｕ(k) がない
ので、図４２に示すようにｙ(k) のみを入力とする構成
となり、これを数式で表すと数２２のようになる。

【０１５３】

【数２２】

【０１５４】ここでｙ(k) を入力とするオブザーバ、即
ちカルマンフィルタのシステム行列は数２３のように表
される。

【０１５５】

【数２３】

【０１５６】今回のモデルで、リカッチ方程式の荷重配
分Ｒの要素：Ｑの要素＝１：１のとき、カルマンフィル
タのシステム行列Ｓは、数２４で与えられる。

【０１５７】

【数２４】

【０１５８】図４３に上記したモデルとオブザーバを組
み合わせたものを示す。シミュレーション結果は先の出
願に示されているので省略するが、これにより集合部空
燃比より各気筒の空燃比を的確に抽出することができ
る。

【０１５９】オブザーバによって集合部空燃比より各気
筒空燃比を推定することができたことから、ＰＩＤなど
の制御則を用いて空燃比を気筒別に制御することが可能
となる。具体的には、図４４に示すように、センサ出力
（集合部Ａ／Ｆ、即ち、検出空燃比KACT）と各気筒の気
筒別フィードバック補正係数の過去値とからＰＩＤ制御
則を用いて集合部フィードバック補正係数KLAFを求める
と共に、オブザーバが推定する気筒ごとの推定＃ｎA/F
から気筒毎のフィードバック補正係数＃ｎKLAF（ｎ：気
筒）を求める。気筒毎のフィードバック補正係数＃ｎKL
AFはより具体的には、集合部Ａ／Ｆ、即ち、KACTを気筒
毎のフィードバック補正係数＃ｎKLAFの全気筒について
の平均値の前回演算値で除算（加え合わせ点に代えて除
算記号を用いたのはそれを示す）して求めた目標値とオ
ブザーバ推定値＃ｎA/F との偏差を解消するようにＰＩ
Ｄ則を用いて求める。

【０１６０】これにより、各気筒の空燃比は集合部空燃
比に収束し、集合部空燃比は目標空燃比に収束すること
となって、結果的に全ての気筒の空燃比が目標空燃比に
収束する。ここで、各気筒の燃料噴射量＃ｎＴout （イ
ンジェクタの開弁時間で規定される）は、 ＃ｎＴout ＝Ｔcyl ×＃ｎKLAF×KLAF で求められる（ｎ：気筒）。尚、かかる制御の詳細は本
出願人が先に提案した特願平５−２５１１３８号に述べ
られているので、これ以上の説明は省略する。

【０１６１】ここで、図３３フロー・チャートに戻って
ＬＡＦセンサ出力のサンプリングを説明する。尚、この
プログラムはＴＤＣ位置で起動される。

【０１６２】図３３フロー・チャートを参照して以下説
明する。先ずＳ６００において機関回転数Ｎｅ、吸気圧
力Ｐｂ、バルブタイミングV/T を読み出し、Ｓ６０４，
Ｓ６０６に進んでＨｉV/T ないしＬｏV/T 用のタイミン
グマップ（後述）を検索し、Ｓ６０８に進んでＨｉV/T
およびＬｏV/T 用のオブザーバ演算に用いる、センサ出
力のサンプリングを行う。具体的には、機関回転数Ｎｅ
および吸気圧力Ｐｂからタイミングマップを検索して前
記した１２個のバッファのいずれかをそのＮｏ．で選択
し、そこに記憶されているサンプリング値を選択する。

【０１６３】図４５はそのタイミングマップの特性を示
す説明図であり、図示の如く特性は、機関回転数Ｎｅが
低くないしは吸気圧力（負荷）Ｐｂが高いほど早いクラ
ンク角度でサンプリングされた値を選択するように設定
される。ここで、「早い」とは前のＴＤＣ位置により近
い位置でサンプリングされた値（換言すれば古い値）を
意味する。逆に、機関回転数Ｎｅが高くないしは吸気圧
力Ｐｂが低いほど遅いクランク角度、即ち、後のＴＤＣ
位置に近いクランク角度でサンプリングされた値（換言
すれば新しい値）を選択するように設定する。

【０１６４】即ち、ＬＡＦセンサ出力は図３２に示した
ように、実際の空燃比の変局点に可能な限り近い位置で
サンプリングするのが最良であるが、その変局点、例え
ば最初のピーク値は、センサの反応時間を一定と仮定す
れば、図４６に示すように、機関回転数が低くなるほど
早いクランク角度で生じる。また、負荷が高いほど排気
ガス圧力や排気ガスボリュームが増加し、従って排気ガ
スの流速が増してセンサへの到達時間が早まるものと予
想される。その意味から、サンプルタイミングを図４５
に示すように設定した。

【０１６５】更に、バルブタイミングに関しては、機関
回転数の任意の値Ｎe1をＬｏ側についてＮe1-Lo 、Ｈｉ
側についてＮe1-Hi とし、吸気圧力についてもその任意
の値をＬｏ側についてＰb1-Lo 、Ｈｉ側についてＰb1-H
i とすると、マップ特性は、 Ｐb1-Lo ＞Ｐb1-Hi Ne1-Lo ＞Ｎe1-Hi とする。即ち、ＨｉV/T にあっては排気弁の開き時点が
ＬｏV/T のそれより早いため、機関回転数ないし吸気圧
力の値が同一であれば、早期のサンプリング値を選択す
るように、マップ特性が設定される。

【０１６６】次いでＳ６１０に進んでオブザーバ行列の
演算をＨｉV/T について行い、続いてＳ６１２に進んで
同様の演算をＬｏV/T について行う。続いてＳ６１４に
進んで再びバルブタイミングを判断し、判断結果に応じ
てＳ６１６，Ｓ６１８に進んで演算結果を選択して終わ
る。

【０１６７】即ち、バルブタイミングの切り換えに伴っ
て空燃比の集合部の挙動も変わるため、オブザーバ行列
を変更する必要が生じる。しかし、各気筒の空燃比の推
定は瞬時に行えるものではなく、各気筒の空燃比推定演
算が収束し終わるまでに演算数回を要するため、バルブ
タイミングの変更前のオブザーバ行列を用いた演算と変
更後のオブザーバ行列を用いた演算とをオーバーラップ
して行っておき、もしバルブタイミングの変更が行われ
たとしても、Ｓ６１４で変更後のバルブタイミングに応
じて選択できるようにした。尚、各気筒が推定された後
は、先に述べたように、目標値との偏差を解消するよう
にフィードバック補正係数が求められて噴射量が決定さ
れる。

【０１６８】この構成により、空燃比の検出精度を向上
させることができる。即ち、図４７に示す如く、比較的
短い間隔でサンプリングすることから、サンプリング値
はセンサ出力をほぼ忠実に反映すると共に、その比較的
短い間隔でサンプリングされた値をバッファ群に順次記
憶しておき、機関回転数と吸気圧力（負荷）に応じてセ
ンサ出力の変局点を予測してバッファ群の中からそれに
対応する値を所定クランク角度において選択するように
した。この後、オブザーバ演算が行われて各気筒空燃比
が推定され、図４４で説明したように、空燃比の気筒別
のフィードバック制御が行われる。

【０１６９】従って、図４７下部に示すように、ＣＰＵ
コア７０はセンサ出力の最大値と最小値を正確に認識す
ることができる。従って、この構成により前記したオブ
ザーバを用いて各気筒の空燃比を推定するときも、実際
の空燃比の挙動に近似する値を使用することができてオ
ブザーバの推定精度が向上し、結果として図４４に関し
て述べた気筒別の空燃比フィードバック制御を行うとき
の精度も向上する。

【０１７０】尚、センサ出力サンプリングに関しては、
実際にバルブタイミングがどちらの特性にあるか否か判
断せず、Ｌｏ，Ｈｉ両方の特性について行い、その後に
初めて特性を判断するようにしても良い。また、ＬＡＦ
センサの反応時間はセンサが検出しようとする混合気の
空燃比がリーンであると、リッチのときに比し、短くな
ることから、検出すべき空燃比がリーンのときは、より
早期のクランク角度で検出されたサンプリング値を選択
することが望ましい。また、内燃機関を搭載した車両が
高地を走行するときは大気圧が低下して排圧が低下する
ことから、排気ガスのセンサまでの到達時間が、低地の
場合に比し、短くなるため、高度が増加するにつれてよ
り早期のクランク角度で検出されたサンプリング値を選
択することが望ましい。また、ＬＡＦセンサが劣化する
と応答性が低下し、反応時間が長くなるため、劣化度合
いが進むほど、後期のクランク角度で検出したサンプリ
ング値を選択することが望ましい。但し、その詳細は、
本出願人が先に提案した特願平６−２４３，２７７号に
詳細に記載されているので、これ以上の説明は省略す
る。

【０１７１】続いて、KSTRなどのフィードバック補正係
数の算出について説明する。

【０１７２】内燃機関の空燃比制御においては、図４４
で示したように、一般にＰＩＤコントローラが用いら
れ、目標値と操作量（制御対象出力）との偏差に比例
項、積分項および微分項を乗じてフィードバック補正係
数を求めているが、近時は現代制御理論を用いてフィー
ドバック補正係数を求めることも提案されている。

【０１７３】そして、先に述べたように、この出願にお
いてもＭＩＤＯ₂ 制御において、フィードフォワード系
で演算された燃料噴射量に目標空燃比補正係数KCMDM を
乗算するだけでは機関の応答遅れがあることから、目標
空燃比KCMDがなまされた検出空燃比KACTとなってしまう
ため、目標空燃比KCMDから検出空燃比KACTの応答を動的
に補償する意図で、図４４で示した集合部フィードバッ
ク補正係数KLAFに代え、適応制御器ＳＴＲを用いてフィ
ードバック補正係数KSTRを求め、フィードフォワード系
で演算された燃料噴射量に乗算するようにした。

【０１７４】ところで、適応制御器のように現代制御理
論を用いてフィードバック補正係数を決定すると、制御
の応答性が比較的高いことから、運転状態によっては却
って制御量が発振し、制御の安定性が低下する場合があ
る。また、車両走行のクルーズ時など所定の運転状態に
おいては燃料供給が停止（フューエルカット）され、図
４８に示すように、フューエルカットの間は空燃比はオ
ープンループ（Ｏ／Ｌ）制御される。

【０１７５】そして、例えば理論空燃比となるべく燃料
供給が再開されると、予め実験で求めた特性に従ってフ
ィードフォワード系で燃料供給量が決定され、供給され
る。その結果、真の空燃比はリーン側から１４．７に急
変する。しかしながら、供給された燃料が燃焼して空燃
比センサ配置位置まで到達するのにある程度の時間を要
し、空燃比センサ自体も検出遅れを有する。そのため、
検出空燃比は実際の空燃比通りにはならず、同図に破線
で示すような値となり、比較的大きな差を生じる。

【０１７６】このとき、適応制御則に基づいてフィード
バック補正係数を決定すると、適応制御器ＳＴＲは、目
標値と検出値の偏差を一挙に解消すべくゲインKSTRを決
定する。しかし、この差はセンサの検出遅れなどに起因
するものであり、検出値は真の空燃比を示すものではな
い。それにもかかわらず、適応制御器はこの比較的大き
な差を一挙に吸収しようとすることから、図４８に示す
如く、KSTRが大きく発振し、その結果制御量も発振して
制御の安定性が低下する。

【０１７７】このような不都合が生じるのは、フューエ
ルカットからの復帰時だけに止まるものではない。全開
増量制御からフィードバック制御に復帰するとき、ない
しリーンバーン制御から理論空燃比制御に復帰するとき
も同様である。更には、目標空燃比を意図的に振幅させ
るパータベーション制御から一定した目標空燃比への制
御に切り換えるときも同じである。換言すれば、目標空
燃比が大きく変動するとき、共通して生じる問題であ
る。

【０１７８】従って、適応制御則およびＰＩＤ制御則な
どを用いてフィードバック補正係数を決定し、運転状態
に応じて適宜切り換えることが望ましい。しかしなが
ら、異なる制御則に基づいて決定されたフィードバック
補正係数を切り換えるときは、それぞれの特性が異なる
ことから、補正係数に段差が生じて操作量が急変し、制
御量が不安定となって制御の安定性が低下する恐れがあ
る。

【０１７９】従って、実施の形態においては、適応制御
則およびＰＩＤ制御則などを用いてフィードバック補正
係数を決定し、運転状態に応じて適宜切り換えると共
に、その切り換えを滑らかに行い、補正係数に段差が生
じて操作量が急変して制御量が不安定となるのを防止
し、よって制御の安定性が低下することがないようにし
た。

【０１８０】図４９はKSTRなどの演算作業を示すフロー
・チャートであるが、理解の便宜のため、図５０を参照
して前出の適応制御器ＳＴＲについて説明する。適応制
御器はより具体的には図示の如く、ＳＴＲコントローラ
（STR CONTROLLER) と適応パラメータ調整機構（以下
『パラメータ調整機構』とも言う）からなる。

【０１８１】前記の如く、先ずフィードフォワード系で
要求燃料噴射量Ｔcyl が演算され、演算された要求燃料
噴射量Ｔcyl に基づき、後で述べるように出力燃料噴射
量Ｔout が決定され、制御プラント（内燃機関１０）に
燃料噴射弁２２を介して送られる。フィードバック系の
目標空燃比KCMD(k) と制御量（検出空燃比）KACT(k)
（制御プラント出力ｙ(k) ）はＳＴＲコントローラに入
力され、ＳＴＲコントローラは漸化式を用いてフィード
バック補正係数KSTR(k) を算出する。即ち、ＳＴＲコン
トローラは、パラメータ調整機構によって同定された係
数ベクトルθハット(k) を受け取ってフィードバック補
償器を形成する。

【０１８２】適応制御の調整則（機構）の一つに、Ｉ．
Ｄ．ランダウらの提案したパラメータ調整則がある。こ
の手法は、適応制御システムを線形ブロックと非線形ブ
ロックとから構成される等価フィードバック系に変換
し、非線形ブロックについては入出力に関するポポフの
積分不等式が成立し、線形ブロックは強正実となるよう
に調整則を決めることによって、適応制御システムの安
定を保証する手法である。即ち、ランダウらの提案した
パラメータ調整則においては、漸化式形式で表される調
整則（適応則）が、上記したポポフの超安定論ないしは
リヤプノフの直接法の少なくともいづれかを用いること
でその安定性を保証している。

【０１８３】この手法は、例えば「コンピュートロー
ル」（コロナ社刊）Ｎｏ．２７，２８頁〜４１頁、ない
しは「自動制御ハンドブック」（オーム社刊）７０３頁
〜７０７頁、" A Survey of Model Reference Adaptive
Techniques - Theory and Ap-plication" I.D. LANDAU
「Automatica」Vol. 10, pp. 353-379, 1974、"Unifi-c
ation of Discrete Time Explicit Model Reference A
daptive ControlDesigns" I.D.LANDAU ほか「Automatic
a」Vol. 17, No. 4, pp. 593-611, 1981、および" Comb
ining Model Reference Adaptive Controllers and Sto
chasticSelf-tuning Regulators" I.D. LANDAU 「Autom
atica」Vol. 18, No. 1, pp. 77-84, 1982 に記載され
ているように、公知技術となっている。

【０１８４】図示例の適応制御技術では、このランダウ
らの調整則を用いた。以下説明すると、ランダウらの調
整則では、離散系の制御対象の伝達関数Ｂ(Z^-1)/Ａ
(Z^-1) の分母分子の多項式を数２５および数２６のよう
においたとき、パラメータ調整機構が同定する適応パラ
メータθハット(k) は、数２７のようにベクトル（転置
ベクトル）で示される。またパラメータ調整機構への入
力ζ(k) は、数２８のように定められる。ここでは、ｍ
＝１、ｎ＝１、ｄ＝３の場合、即ち、１次系で３制御サ
イクル分の無駄時間を持つプラントを例にとった。

【０１８５】

【数２５】

【０１８６】

【数２６】

【０１８７】

【数２７】

【０１８８】

【数２８】

【０１８９】ここで、数２７に示される適応パラメータ
θハットは、ゲインを決定するスカラ量ｂ0 ハット
^-1(k) 、操作量を用いて表現される制御要素ＢR ハット
(Z^-1, k)および制御量を用いて表現される制御要素Ｓ
（Z ^-1, k)からなり、それぞれ数２９から数３１のよう
に表される。

【０１９０】

【数２９】

【０１９１】

【数３０】

【０１９２】

【数３１】

【０１９３】パラメータ調整機構はこれらのスカラ量や
制御要素の各係数を同定・推定し、前記した数２６に示
す適応パラメータθハットとして、ＳＴＲコントローラ
に送る。パラメータ調整機構は、プラントの操作量ｕ
（ｉ）および制御量ｙ（ｊ）（ｉ，ｊは過去値を含む）
を用いて目標値と制御量との偏差が零となるように適応
パラメータθハットを算出する。適応パラメータθハッ
トは、具体的には数３２のように計算される。数３２
で、Γ(k) は適応パラメータの同定・推定速度を決定す
るゲイン行列（ｍ＋ｎ＋ｄ次）、ｅアスタリスク(k) は
同定・推定誤差を示す信号で、それぞれ数３３および数
３４のような漸化式で表される。

【０１９４】

【数３２】

【０１９５】

【数３３】

【０１９６】

【数３４】

【０１９７】また数３３中のλ１(k) ，λ２(k) の選び
方により、種々の具体的なアルゴリズムが与えられる。
例えば、λ１(k) ＝１，λ２(k) ＝λ（０＜λ＜２）と
すると漸減ゲインアルゴリズム（λ＝１の場合には最小
自乗法）、λ１(k) ＝λ１（０＜λ１＜１），λ２(k)
＝λ２（０＜λ２＜λ）とすると可変ゲインアルゴリズ
ム（λ２＝１の場合には重み付き最小自乗法）、λ１
(k) ／λ２(k) ＝σとおき、λ３が数３５のように表さ
れるとき、λ１(k) ＝λ３とおくと固定トレースアルゴ
リズムとなる。また、λ１(k) ＝１，λ２(k) ＝０のと
き固定ゲインアルゴリズムとなる。この場合は数３３か
ら明らかな如く、Γ(k) ＝Γ(k-1) となり、よってΓ
(k) ＝Γの固定値となる。燃料噴射ないし空燃比などの
時変プラントには、漸減ゲインアルゴリズム、可変ゲイ
ンアルゴリズム、固定ゲインアルゴリズム、および固定
トレースアルゴリズムのいずれもが適している。

【０１９８】

【数３５】

【０１９９】

【０２００】上記から明らかな如く、この適応制御器
は、制御対象物（内燃機関）の動的な挙動を考慮した漸
化式形式の制御器であり、制御対象物の動的な挙動を補
償するために、漸化式形式により記述された制御器であ
る。詳しくは、ＳＴＲ型であることから、前記制御器の
入力に適応パラメータ調整機構を備えた、より詳しく
は、漸化式形式の適応パラメータ調整機構を備えた適応
制御器と定義することができる。

【０２０１】ここで、フィードバック補正係数KSTR(k)
は、具体的には数３６に示すように求められる。

【０２０２】

【数３６】

【０２０３】求めた適応制御則によるフィードバック補
正係数KSTRはフィードバック補正係数KFB として要求燃
料噴射量Ｔcyl に乗算され、出力燃料噴射量Ｔout （操
作量）が決定されて制御プラントに入力される。即ち、
出力燃料噴射量Ｔout は、図８ブロック図に示す如く
（および図５０ブロック図に一部示す如く）、 Ｔout ＝Ｔcyl ×KTOTAL×KCMDM ×KFB ＋TTOTAL で決定される。尚、出力燃料噴射量Ｔout にはＰＩＤ制
御則による気筒ごとのフィードバック補正係数＃ｎKLAF
も乗算されるが、それについては先に図４４に関して説
明した。また、上記で、TTOTALは気圧補正などの加算項
で行う各種の補正値の合計値を示す（但し、インジェク
タの無効時間は出力燃料噴射量Ｔout の出力時に別途加
算されるので、これには含まれない）。

【０２０４】図５０（および図８）で特徴的なことは、
先ずＳＴＲコントローラを燃料噴射量演算系の外にお
き、目標値を燃料噴射量ではなく、空燃比としたことで
ある。即ち、操作量は燃料噴射量で示され、よって排気
系に生じた検出空燃比と目標空燃比とが一致するように
パラメータ調整機構が動作してフィードバック補正係数
KSTRを決定し、外乱へのロバスト性を向上させた点であ
る。但し、この点は本出願人が先に提案した出願（特願
平６−６６，５９４号）に述べられているので、詳細な
説明は省略する。

【０２０５】特徴の第２の点は、フィードバック補正係
数が基本値に乗算されて操作量が決定される点である。
これにより、制御の収束性が格段に向上する。他方、そ
の構成により、操作量が適切でないと、制御量が発振し
やすい欠点も有する。特徴の第３の点は、ＳＴＲコント
ローラと共に、従来的なＰＩＤ制御器（ＰＩＤコントロ
ーラと示す）を設け、ＰＩＤ制御則によってフィードバ
ック補正係数KLAFを決定し、切換機構を介してフィード
バック補正係数の最終値KFB としてKSTRないしKLAFのい
ずれかを選択するようにしたことである。

【０２０６】尚、ＰＩＤコントローラによる、即ち、Ｐ
ＩＤ制御則によるフィードバック補正係数KLAFは以下の
通り演算される。先ず、目標空燃比補正係数KCMDと検出
空燃比KACTの制御偏差DKAFを DKAF(k) ＝KCMD(k-d) −KACT(k) と求める（ここでｄは実際に噴射された燃料がＬＡＦセ
ンサで検出されるまでの無駄時間に相当する）。この明
細書で(k) は時刻（演算ないし制御周期）を示し、より
具体的にはプログラム起動時刻を示すので、上記でKCMD
(k-d) ：目標空燃比（無駄時間前の制御周期の）、KACT
(k) ：検出空燃比（今回制御周期の）を示す。

【０２０７】次いで、それに所定の係数を乗じてＰ項KL
AFP(k)、Ｉ項KLAFI(k)、およびＤ項KLAFD(k)を Ｐ項：KLAFP(k)＝DKAF(k) ×KP Ｉ項：KLAFI(k)＝KLAFI(k-1)＋DKAF(k) ×KI Ｄ項：KLAFD(k)＝(DKAF(k)−DKAF(k-1) ×KD と求める。このようにＰ項は偏差に比例ゲインKPを乗じ
て求め、Ｉ項は偏差に積分ゲインKIを乗じて得た値をフ
ィードバック補正係数の前回値KLAFI (k-1) に加算して
求め、Ｄ項は偏差の今回値DKAF(k) と前回値DKAF(k-1)
の差に微分ゲインKDを乗じて求める。尚、各ゲインKP,K
I,KDは、機関回転数と機関負荷に応じて求められ、より
具体的にはマップを用いて機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐ
ｂとから検索できるように設定される。

【０２０８】最後に、よって得た値を KLAF(k) ＝KLAFP(k)＋KLAFI(k)＋KLAFD(k) と合算してＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数
の今回値KLAF(k) とする。この場合、乗算補正によるフ
ィードバック補正係数とするため、オフセット分である
１．０はＩ項KLAFI (k) に含まれているものとする（即
ち、Ｉ項KLAFI の初期値は１．０とする）。ＰＩＤコン
トローラによるフィードバック補正係数が選択されると
き、ＳＴＲコントローラは、そのフィードバック補正係
数KSTRが１（初期状態）で停止するように、適応パラメ
ータをホールドする。

【０２０９】以上を前提として、図４９フロー・チャー
トを参照してフィードバック補正係数の演算について説
明する。尚、図４９のプログラムは所定クランク角度で
起動される。

【０２１０】先ずＳ７００において検出した機関回転数
Ｎｅおよび吸気圧力Ｐb などを読み出し、Ｓ７０４に進
んでフューエルカットか否か判断する。フューエルカッ
トは、所定の運転状態、例えばスロットル開度が全閉位
置にあり、かつ機関回転数が所定値以上であるときに行
われ、燃料供給が停止されると共に、空燃比もオープン
ループで制御される。

【０２１１】Ｓ７０４でフューエルカットではないと判
断されたときはＳ７０６に進み、前記した要求燃料噴射
量Ｔcyl を読み出し、Ｓ７０８に進んでＬＡＦセンサ５
４の活性化が完了したか否か判定する。これは例えば、
ＬＡＦセンサ５４のセンサセル電圧（基準電圧）が所定
値（例えば１．０Ｖ）より小さいとき活性化が完了した
と判定することで行う。

【０２１２】Ｓ７０８で活性化が完了したと判断される
ときはＳ７１０に進み、フィードバック制御領域である
か否か判断する。これは開示しない別ルーチンで行わ
れ、例えば全開増量時や高回転時、またはＥＧＲなどの
影響により運転状態が急変したときなどはオープンルー
プで制御される。

【０２１３】Ｓ７１０で肯定されるときは続いてＳ７１
２に進み、検出した排気空燃比を読み込み、Ｓ７１４に
進んで検出した排気空燃比から検出空燃比KACT(k) を求
め、Ｓ７１６に進んでフィードバック補正係数の最終値
KFB を求める。

【０２１４】図５１はその作業を示すサブルーチン・フ
ロー・チャートである。

【０２１５】同図に従って説明すると、Ｓ８００で前回
（前回の制御ないし演算周期、即ち、前回プログラム起
動時刻）にオープンループ制御であったか否か判定す
る。前回フューエルカットなどのオープンループ制御に
あったときは肯定されてＳ８０２に進み、そこでカウン
タ値Ｃを０にリセットし、Ｓ８０４に進んでフラグFKST
R のビットを０にリセットし、Ｓ８０６に進んでフィー
ドバック補正係数の最終値KFB を演算する。尚、Ｓ８０
４でフラグFKSTR のビットを０にリセットすることは、
フィードバック補正係数がＰＩＤ制御則で決定されるべ
きことを意味する。また後述の如く、フラグFKSTR のビ
ットが１にセットされるときは、フィードバック補正係
数が適応制御則で決定されるべきことを意味する。

【０２１６】図５２はフィードバック補正項KFB 演算の
具体的な作業を示すサブルーチン・フロー・チャートで
ある。以下説明すると、Ｓ９００でそのフラグFKSTR の
ビットが１にセットされているか、即ち、ＳＴＲ（コン
トローラ）作動領域にあるか否か判断する。このフラグ
は図５１フロー・チャートのＳ８０４において０にリセ
ットされていることから、このステップの判断は否定さ
れ、Ｓ９０２に進んで前回フラグFKSTR のビットが１に
セットされていたか、即ち、前回ＳＴＲ（コントロー
ラ）作動領域にあったか否か判断する。

【０２１７】ここでの判断も当然否定され、Ｓ９０４に
進んでＰＩＤコントローラによるＰＩＤ制御則に基づい
てフィードバック補正係数KLAF(k) を前述の如く演算す
る、より正確にはＰＩＤコントローラが演算したフィー
ドバック補正係数KLAF(k) を選択する。続いて図５１フ
ロー・チャートに戻り、Ｓ８０８に進んでKLAF(k) をKF
B とする。

【０２１８】図５１フロー・チャートの説明を続ける
と、Ｓ８００で前回オープンループ制御ではない、即
ち、オープンループ制御からフィードバック制御に復帰
していると判断されるときは、Ｓ８１０に進んで目標空
燃比の無駄時間前の値KCMD(k-d)と今回値KCMD(k) の差D
KCMD を求め、基準値DKCMDrefと比較する。そして、差D
KCMD が基準値DKCMDrefを超えると判断されるとき、Ｓ
８０２以降に進んでＰＩＤ制御則によってフィードバッ
ク補正係数を演算する。これは、目標空燃比の変化が大
きいときは、フューエルカットの復帰の場合と同様、空
燃比センサの検出遅れなどから、必ずしも検出値が真の
値を指すとは言い難く、同様に制御量が不安定となる可
能性があるからである。目標空燃比の変化が大きい場合
の例としては、例えば全開増量から復帰するとき、リー
ンバーン制御（例えば空燃比＝２０：１かそれよりリー
ンであるとき）から理論空燃比制御に復帰するとき、目
標空燃比を振幅させるパータベーション制御から目標空
燃比一定とする理論空燃比制御に復帰するとき、などが
挙げることができる。

【０２１９】他方、Ｓ８１０で差DKCMD が基準値DKCMDr
ef以下と判断されるときはＳ８１２に進んでカウンタ値
Ｃをインクリメントし、Ｓ８１４に進んで検出水温Ｔｗ
を所定値TWSTR.ONと比較し、所定値を下回ると判断され
るときはＳ８０４以降に進んでＰＩＤ制御則によってフ
ィードバック補正係数を演算する。これは、低水温時に
は燃焼が安定せず、失火などが生じる恐れがあって、安
定した検出値KACTが得られないからである。尚、水温が
異常に高いときも、同様の理由からＰＩＤ制御則によっ
てフィードバック補正係数を演算する。

【０２２０】Ｓ８１４で検出水温が所定値以上と判断さ
れるときはＳ８１６に進んで検出機関回転数Ｎｅを所定
値NESTRLMTと比較し、所定値以上と判断されるときはＳ
８０４以降に進んでＰＩＤ制御則によってフィードバッ
ク補正係数を演算する。これは、高回転時に演算時間が
不足しがちであると共に、燃焼も安定しないからであ
る。

【０２２１】Ｓ８１６で検出機関回転数が所定値未満と
判断されるときはＳ８１８に進み、どちらのバルブタイ
ミング特性が選択されているか否か判断し、ＨｉV/T 側
の特性が選択されていると判断されるときはＳ８０４以
降に進んでＰＩＤ制御則によってフィードバック補正係
数を演算する。これは、ＨｉV/T 側の特性が選択されて
いるときはバルブタイミングのオーバラップ量が大きい
ため、吸気が排気弁を通過して逃げる、いわゆる吸気の
吹き抜けと言う現象が生じるおそれがあり、安定した検
出値KACTを期待し得ないからである。

【０２２２】Ｓ８１８でＬｏV/T 側（２個のバルブの内
の１個の休止状態を含む）と判断されるときはＳ８２０
に進んでアイドル領域にあるか否か判断し、肯定される
ときはＳ８０４以降に進んでＰＩＤ制御則によってフィ
ードバック補正係数を演算する。これは、アイドル時は
運転状態がほぼ安定しており、ＳＴＲ制御則のような高
いゲインを必要としないためである。またアイドル時は
機関回転数を一定に保つように、エレクトリックエアコ
ントロールバルブ、いわゆるＥＡＣＶを使用して吸入空
気量を制御することから、その吸入空気量制御と空燃比
フィードバック制御とが干渉する恐れもあり、その意味
でもＰＩＤ制御則に基づいてゲインを比較的低くするよ
うにした。

【０２２３】Ｓ８２０でアイドル領域にないと判断され
るときはＳ８２２に進んで検出吸気圧力Ｐｂが低負荷側
の値か否か判断し、低負荷側の値と判断されるときはＳ
８０４以降に進んでＰＩＤ制御則によってフィードバッ
ク補正係数を演算する。これも、燃焼が安定しないため
である。

【０２２４】Ｓ８２２で低負荷ではないと判断されると
きはＳ８２４に進み、カウンタ値Ｃを所定値、例えば５
と比較する。そしてカウンタ値Ｃが所定値以下と判断さ
れる限りはＳ８０４，Ｓ８０６，Ｓ９００，Ｓ９０２
（Ｓ９１６），Ｓ９０４，Ｓ８０８と進んで前記と同様
にＰＩＤコントローラが演算するフィードバック補正係
数KLAF(k) を選択する。

【０２２５】即ち、図４８においてフューエルカットが
終了してオープンループ制御からフィードバック制御に
復帰した時刻Ｔ１（図５１で触れたカウンタ値Ｃ＝１）
から時刻Ｔ２（カウンタ値Ｃ＝５）までの期間にあって
は、フィードバック補正係数は、ＰＩＤコントローラが
決定するＰＩＤ制御則による値KLAFとする。このＰＩＤ
制御則によるフィードバック補正係数KLAFは、ＳＴＲコ
ントローラによるフィードバック補正係数KSTRと異な
り、目標値と検出値との制御偏差DKAFを一気に吸収しよ
うとはせず、比較的緩慢に吸収する特性を備える。

【０２２６】従って、図４８に示すような供給再開され
た燃料の燃焼が完了するまでの遅れと空燃比センサの検
出遅れとから、差が比較的大きいときも、補正係数はＳ
ＴＲコントローラによるときのように不安定となること
がなく、それによって制御量（プラント出力）が不安定
となることがない。ここで、所定値を５、換言すれば５
制御周期としたのは、この期間で上記した燃焼遅れ、検
出遅れを吸収できると考えたためである。尚、この期間
（所定値）は、排気ガス輸送遅れパラメータである機関
回転数、機関負荷などから決定しても良く、例えば機関
回転数と吸気圧力に応じて排気ガス輸送遅れパラメータ
が小さいときは所定値を小さく、排気ガス輸送遅れパラ
メータが大きいときは所定値を大きく設定するようにし
ても良い。

【０２２７】図５１フロー・チャートの説明に戻ると、
Ｓ８２４でカウンタ値Ｃが所定値を超える、即ち、６以
上と判断されるときはＳ８２６に進んで前記フラグFKST
R のビットを１にセットし、Ｓ８２８に進んで再び図５
２フロー・チャートに従ってフィードバック補正係数の
最終値KFB を演算する。この場合、図５２フロー・チャ
ートにおいてＳ９００の判断は肯定されてＳ９０６に進
み、前回フラグFKSTRのビットが０にリセットされてい
たか、即ち、前回ＰＩＤ作動領域であったか否か判断す
る。

【０２２８】カウンタ値が所定値を超えて初めてである
ときこの判断は肯定され、Ｓ９０８に進んで検出空燃比
KACT(k) を下限値ａ、例えば０．８と比較する。そして
検出空燃比が下限値以上と判断されるとＳ９１０に進
み、検出空燃比を上限値ｂ、例えば１．２と比較し、そ
れ以下と判断されるとき、Ｓ９１２を経てＳ９１４に進
み、ＳＴＲコントローラを用いてフィードバック補正係
数KSTR(k) を演算、より正確にはＳＴＲコントローラが
演算したフィードバック補正係数KSTR(k) を選択する。

【０２２９】換言すれば、Ｓ９０８で検出空燃比が下限
値ａを下回る、ないしはＳ９１０で検出空燃比が上限値
ｂを超えると判断されるときは、Ｓ９０４に進んでＰＩ
Ｄ制御に基づいてフィードバック補正係数を演算する。
即ち、ＰＩＤ制御からＳＴＲ（適応）制御への切り換え
は、ＳＴＲコントローラの作動領域で、かつ検出空燃比
KACTが１付近の値となったときに行うようにした。これ
により、ＰＩＤ制御からＳＴＲ（適応）制御への切り換
えを滑らかに行うことができ、制御量の発振を防止する
ことができる。

【０２３０】そして、Ｓ９１０で検出空燃比KACT(k) が
上限値ｂ以下と判断されるときはＳ９１２に進み、ＳＴ
Ｒコントローラにおいて前記したゲインを決定するスカ
ラ量ｂ₀ を図示の如くＰＩＤ制御によるフィードバック
補正係数の前回値KLAF(k-1)で除算した値とし、Ｓ９１
４に進んでＳＴＲコントローラによるフィードバック補
正係数KSTR(k) を求める。

【０２３１】即ち、ＳＴＲコントローラによるフィード
バック補正係数KSTR(k) は、本来的には前述の如く、数
３６のように求めるが、Ｓ９０６で肯定されてＳ９０８
以降に進むとき、前回制御周期ではフィードバック補正
係数がＰＩＤ制御に基づいて決定されている。そして、
図５０の構成において、ＰＩＤ制御によりフィードバッ
ク補正係数が決定されているとき、ＳＴＲコントローラ
は前述の如く、フィードバック補正係数KSTRを１として
停止している。言い換えれば、ＳＴＲコントローラで用
いる適応パラメータ（ベクトル）θハット(k) は、KSTR
＝１．０となる組み合わせとなっている。従って、フィ
ードバック補正係数KSTRを再びＳＴＲコントローラで決
定するとき、KSTRの値が１から大きく外れると、制御量
が不安定になる。そこで、KSTRが１．０（初期値）ある
いは１．０近傍となるようにホールドされている適応パ
ラメータθハット(k) の中のゲインを決定するスカラ量
ｂ₀ をＰＩＤ制御によるフィードバック補正係数の前回
値で除算しておくと、例えば適応パラメータの組み合わ
せがKSTR＝１．０となるようにされている場合、数３７
に示すように、第１項が１となっていることから、第２
項KLAF(k-1) の値が今回の補正係数KSTR(k) となる。こ
れにより、Ｓ９０８，Ｓ９１０で検出値KACTを１ないし
その近傍の値としたことに加えて、ＰＩＤ制御からＳＴ
Ｒ制御への切り換えを一層滑らかに行うことができる。

【０２３２】

【数３７】

【０２３３】尚、図５２フロー・チャートの説明を補足
すると、Ｓ９０２で前回ＳＴＲ（コントローラ）作動領
域と判断されたときはＳ９１６に進んでＳＴＲコントロ
ーラによるフィードバック補正係数の前回値KSTR(k-1)
を、Ｉ項の前回値KLAFI(k-1)とする。その結果、Ｓ９０
４でKLAF(k) を演算するとき、そのＩ項であるKLAFI
は、 KLAFI(k)＝KSTR(k-1) ＋DKAF(k) ×KI となり、求めたＩ項をＰ項とＤ項に加算してKLAF(k) を
求めることになる。

【０２３４】即ち、適応制御からＰＩＤ制御に切り換え
られてフィードバック補正係数が演算されるときは積分
項が急激に変化する可能性があるが、このようにKSTRの
値を用いてＰＩＤ制御補正係数の初期値を決定すること
により、補正係数KSTR(k-1)と補正係数KLAF(k) との差
を小さく止めることができ、それによってＳＴＲ制御か
らＰＩＤ制御に切り換えるときも、フィードバック補正
係数の値の差を小さくして滑らかに連続させることがで
き、制御量の急変を防止することができる。

【０２３５】尚、図５２フロー・チャートにおいて、Ｓ
９００でＳＴＲ（コントローラ）作動領域と判断され、
Ｓ９０６でも前回ＰＩＤ作動領域ではないと判断された
ときは、Ｓ９１４に進んでＳＴＲコントローラに基づい
てフィードバック補正係数KSTR(k) が演算されるが、そ
れは数３６のように算出されることは先に述べた通りで
ある。

【０２３６】図５１フロー・チャートに戻ると、次いで
Ｓ８３０に進み、図５２フロー・チャートで求めた補正
係数がKSTRか否か確認し、肯定されるときＳ８３２に進
んで補正係数KSTRと１．０との差（１−KSTR(k) ）を求
め、その絶対値を所定のスレッシュホールド値KSTRref
と比較する。

【０２３７】即ち、フィードバック補正係数の変動が激
しいときは制御量も急変することになり、制御の安定性
が低下する。そこで、求めたフィードバック補正係数の
１．０との差の絶対値をスレッシュホールド値と比較
し、それを超えるときはＳ８０４に進み、ＰＩＤ制御に
基づいてフィードバック補正係数を決定し直すようにし
た。これによって、制御量が急変することがなく、安定
した制御を実現することができる。この場合フィードバ
ック補正係数の１．０との差の絶対値で比較したが、ス
レッシュホールド値KSTRref は図５３に示すように、フ
ィードバック補正係数の１．０を境とする大小側で別々
に設定しても良い。尚、Ｓ８３２で求めたフィードバッ
ク補正係数KSTR(k) の絶対値がスレッシュホールド値を
超えないときは、Ｓ８３４に進んでＳＴＲコントローラ
による値をフィードバック補正係数KFB とする。また、
Ｓ８３０で否定されるときはＳ８３６に進んでフラグFK
STRのビットを０にリセットし、Ｓ８３８に進んでＰＩ
Ｄコントローラによる値をフィードバック補正係数の最
終値KFB とする。

【０２３８】図４９フロー・チャートに戻ると、次いで
Ｓ７１８に進んで求めたフィードバック補正係数の最終
値KFB などを要求燃料噴射量Ｔcyl に乗算すると共に、
加算値TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔout を決定す
る。次いでＳ７２０に進んで吸気管壁面付着補正を行い
（後述）、Ｓ７２２に進んで出力燃料噴射量Ｔout(n)を
操作量としてインジェクタ２２に出力する。ここでｎは
気筒を意味し、このように出力燃料噴射量Ｔout は最終
的には気筒ごとに決定する。

【０２３９】尚、Ｓ７０４でフューエルカットと判断さ
れたときは、Ｓ７２８に進んで出力燃料噴射量Ｔout を
零とする。またＳ７０８ないしＳ７１０で否定されたと
きは空燃比がオープンループ制御となるので、Ｓ７２２
に進んでフィードバック補正係数の最終値KFB の値を
１．０としＳ７１８に進んで出力燃料噴射量Ｔout を求
める。Ｓ７０４で肯定されるときもオープンループ制御
となり、出力燃料噴射量Ｔout は所定値とされる（Ｓ７
２８）。

【０２４０】上記においてはフューエルカットから復帰
するときなどの空燃比のオープンループ制御が終了して
フィードバック制御が再開された場合、所定期間はＰＩ
Ｄ制御則に基づいてフィードバック補正係数を決定する
ようにしたので、供給された燃料が燃焼するまでに時間
を要することから、ないしはセンサ自体が検出遅れを有
することから、検出された空燃比と実際の空燃比との間
に比較的大きい差があるとき、ＳＴＲコントローラによ
るフィードバック補正係数を用いることがなく、結果と
して制御量（空燃比）を不安定にして、制御の安定性を
低下させることがない。

【０２４１】他方、その期間を所定の値としたので、検
出値が安定したときは、ＳＴＲコントローラによるフィ
ードバック補正係数を用いて目標空燃比と検出空燃比と
の制御偏差を一気に吸収させるべく動作させ、制御の収
束性を向上させることができる。特に、実施の形態にお
いてはフィードバック補正係数が基本値に乗算されて操
作量が決定されるように制御の収束性が向上させられて
いるので、一層好適に制御の安定性と収束性とをバラン
スさせることができる。尚、ＬＡＦセンサ５４が活性化
した直後も空燃比が安定しないため、ＬＡＦセンサ５４
が活性化してから所定期間はＰＩＤ制御則に基づいてフ
ィードバック補正係数を決定するようにしても良い。

【０２４２】更に、目標空燃比の変動が大きいときは、
所定期間が経過してもＰＩＤ制御に基づいてフィードバ
ック補正係数を決定するようにしたので、フューエルカ
ットに止まらず、全開増量などのオープンループ制御か
らの復帰などに際しても、制御の安定性と収束性とを最
適にバランスさせることができる。また、ＳＴＲコント
ローラによるフィードバック補正係数が不安定になると
きは、ＰＩＤ制御則に基づいてフィードバック補正係数
を決定するようにしたので、一層最適に制御の安定性と
収束性とをバランスさせることができる。

【０２４３】特に、ＳＴＲ制御からＰＩＤ制御に移行す
るとき、ＳＴＲコントローラによるフィードバック補正
係数を用いてその要素の少なくとも一部、即ち、Ｉ項を
算出するようにしたので、その切り換えが滑らかにな
り、補正係数に段差が生じて操作量が急変して制御量が
発振するのを効果的に防止することができる。よって制
御の安定性が低下するのを効果的に防止することができ
る。

【０２４４】更に、ＰＩＤ制御からＳＴＲ制御に復帰す
る際、検出値KACTが１ないしその近傍にあるときを選ぶ
と共に、適応制御則（ＳＴＲコントローラ）によるフィ
ードバック補正係数の最初の値がＰＩＤ制御則によるフ
ィードバック補正係数とほぼ同一であるようにしたの
で、ＰＩＤ制御からＳＴＲ制御に切り換えるときも、そ
の切り換えを滑らかに行うことができる。それにより、
補正係数に段差が生じて操作量が急変して制御量が不安
定になるのを効果的に防止することができ、よって制御
の安定性が低下するのを効果的に防止することができ
る。

【０２４５】ここで、出力燃料噴射量Ｔout の吸気管壁
面付着補正を説明する。尚、前記の如く、吸気管壁面付
着補正は気筒ごとになされ、気筒番号ｎ（ｎ＝１，２，
３，４）が付されて特定される。

【０２４６】付着パラメータの変化に即応するために、
壁面付着プラントの前に、それと逆の伝達関数を持つ壁
面付着補正補償器を直列に挿入する。この壁面付着補正
補償器の付着パラメータは、予め機関運転状態との対応
関係に基づいて決定したマップにより検索する。

【０２４７】もし壁面付着補正補償器の持つ付着パラメ
ータと実機の持つ真の付着パラメータとが等しければ、
両者は外から見ると伝達関数が１となり、即ちプラント
と補償器の伝達関数の積が１となり、目標気筒吸入燃料
量＝気筒実吸入燃料量となるので、完全な補正が行われ
るはずである。

【０２４８】上記を前提として、図４９フロー・チャー
トのＳ７２０の出力燃料噴射量Ｔout の壁面付着補正作
業について、図５４に示すそのサブルーチン・フロー・
チャートを参照して説明する。尚、本ルーチンはＴＤＣ
信号に同期して行われ、全気筒分の出力燃料噴射量Ｔou
t (n) を求めるまで、気筒数分だけ実行される。また、
図中の(k-1) は当該気筒ｎに対する前回の演算値を示す
が、今回演算値について(k) の付記は省略した。

【０２４９】先ずＳ１０００において各種パラメータを
読み込み、Ｓ１００２に進んで直接率Ａと持ち去り率Ｂ
を求める。これは、図５５にその特性を示すマップを機
関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから検索することで行
う。尚、このマップは可変バルブタイミング機構のバル
ブタイミング特性に応じて別々に設定されており、現在
選択されているバルブタイミング特性に対応するマップ
を検索して行う。同時に図５６にその特性を示すテーブ
ルを検出水温Ｔｗから検索して補正係数KATW,KBTW を求
め、マップ検索値に乗じて補正する。尚、図示はしない
が、同様のその他の補正係数KA,KB をＥＧＲないしキャ
ニスタ・パージの実行の有無、および目標空燃比KCMDの
大きさに従って求める。具体的には以下の如くになる。 Ａｅ＝Ａ×KATW×KA Ｂｅ＝Ｂ×KBTW×KB 補正後の直接率ＡをＡｅ、持ち去り率ＢをＢｅとする。

【０２５０】続いてＳ１００４に進んでフューエルカッ
トか否か判断し、否定されるときはＳ１００６に進んで
図示の如く出力燃料噴射量Ｔout を補正し、気筒毎の出
力燃料噴射量Ｔout(n)-Fを求めると共に、肯定されると
きはＳ１００８に進んで気筒毎の出力燃料噴射量Ｔout
(n)-Fを零とする。ここで、値TWP(n)は、吸気管付着燃
料量である。

【０２５１】図５７は、吸気管付着燃料量TWP (n) を算
出するフロー・チャートであり、所定クランク角度で起
動される。

【０２５２】先ず、Ｓ１１００で今回のプログラム起動
が燃料噴射量Ｔout の演算開始からいずれかの気筒の燃
料噴射終了までの期間（以下「噴射制御期間」という）
内にあるか否か判断し、肯定されるときはＳ１１０２に
進んで当該気筒の付着燃料量の演算の終了を示す第１の
フラグFCTWP (n) のビットを０に設定し、付着燃料量の
演算を許可してプログラムを終了する。Ｓ１１００で否
定されたときＳ１１０４に進んで前記第１のフラグFCTW
P (n) のビットが１であるか否か判断し、肯定されると
きは当該気筒の付着燃料量の演算はすでに終了している
ので、Ｓ１１０６に進むと共に、否定されたときはＳ１
１０８に進んでフューエルカットか否かを判断する。

【０２５３】Ｓ１１０８で否定されたときはＳ１１１０
に進んで図示の如く吸気管付着燃料量TWP (n) を算出す
る。ここでTWP (k-1) はTWP (k) の前回値である。ま
た、右辺の第１項は、前回付着していた燃料のうち、今
回も持ち去られずに残った燃料量を意味し、右辺の第２
項は今回噴射された燃料のうち、新たに吸気管に付着し
た燃料量を意味する。続いてＳ１１１２に進んで付着燃
料量が零であることを示す第２のフラグFTWPR (n) のビ
ットを０に設定し、Ｓ１１０６に進んで第１のフラグFC
TWP (n) のビットを１に設定してプログラムを終了す
る。

【０２５４】Ｓ１１０８でフューエルカットと判断され
たときはＳ１１１４に進んで残存する付着燃料量が零で
あることを示す第２のフラグFTWPR (n) のビットが１で
あるか否か判断し、肯定されたときは付着燃料量が零
（TWP (n) ＝０）であるためＳ１１０６に進むと共に、
否定されたときはＳ１１１６に進んで図示の式から付着
燃料量TWP (n) を算出する。ここで、図示の式は、Ｓ１
１１０の式から右辺第２項を削除したものに相当する。
これは、フューエルカット中であり、新たに付着する燃
料はないからである。

【０２５５】続いてＳ１１１８に進み、TWP (n) 値が微
小所定値TWPLG より大きいか否か判断し、肯定されると
きはＳ１１１２に進むと共に、否定されるときは残存す
る付着燃料量が無視できる位少ないためＳ１１２０に進
んでTWP (n) ＝0 とし、Ｓ１１２２に進んで第２のフラ
グFTWPR (n) のビットを１に設定し、Ｓ１１０６に進
む。

【０２５６】このようにして、気筒別の吸気管付着燃料
量TWP (n) を精度よく算出することができ、算出された
TWP (n) 値を図５４において燃料噴射量Ｔout の算出に
使用することにより、吸気管に付着する燃料量及び付着
した燃料から持ち去られる燃料量を考慮した適切な量の
燃料を各気筒の燃焼室に供給することができる。尚、上
記において機関の始動モード（斉時噴射およびシーケン
シャル噴射含む）においても、直接率Ａ、持ち去り率Ｂ
および吸気管付着燃料量TWP の算出を始め、付着補正を
実行する。

【０２５７】この実施の形態は上記の如く、内燃機関の
排気系に設けられ、前記内燃機関が排出する排気ガスの
空燃比を検出する空燃比検出手段（ＬＡＦセンサ５４）
と、前記空燃比検出手段の下流に設けられた触媒装置
（２８）と、前記空燃比検出手段の検出した検出空燃比
から各気筒間の空燃比バラツキを減少させるように、前
記内燃機関に供給する燃料噴射量を各気筒別に補正する
各気筒別の空燃比補正係数#nKLAFを算出する空燃比補正
係数算出手段と、前記空燃比補正係数によって前記内燃
機関に供給する燃料噴射量Ｔcyl,Ｔout を補正する燃料
噴射量補正手段と、補正された燃料噴射量に対して、噴
射される燃料の輸送遅れに基づいて燃料輸送遅れ補正燃
料噴射量を算出する燃料輸送遅れ補正燃料噴射量算出手
段と、および前記算出された燃料輸送遅れ補正燃料噴射
量に基づいて前記内燃機関に供給する燃料噴射量を決定
する燃料噴射量決定手段と、を備える如く構成した。よ
って、気筒間の空燃比のバラツキを効果的に減少させ、
よって空燃比に対するリーン限界や排気還流量ないしは
キャニスタ・パージ量の限界を拡大することができる。
更に、気筒の空燃比応答特性が良好となり、気筒間の空
燃比応答特性のバラツキも低減することから、気筒別の
空燃比のフィードバックゲインを気筒ごとに設定する必
要がなくなる。

【０２５８】尚、図８において、ＬＡＦセンサ５４の上
流に、想像線で示すブロック４００において第３の触媒
装置９４を配置しても良い。この第３の触媒装置９４は
いわゆるライトオフキャタライザ（早期活性キャタライ
ザ）と呼ばれるものが望ましい。また第３の触媒装置９
４は、下流の触媒装置に比べて容量は十分に小さいもの
で良い。更に、下流の触媒装置と同様の三元触媒型でも
良く、あるいはＥＨＣ（エレクトリックヒーテッドキャ
タライザ）と称される電気的に加熱されて早期に活性化
されるものでも良い。この第３の触媒装置９４は必要に
応じて設ければ良く、特にＶ型機関の各バンクごとに上
記のようなシステムを構成するときは相対的に排気ボリ
ュームが減少することから、触媒装置の昇温が遅い場合
には有効である。尚、この第３の触媒装置９４を配置し
た場合には無駄時間などが相違してくることから、制御
量などが相違してくるのは言うまでもない。

【０２５９】尚、図８においてオブザーバの前に想像線
で示す如くフィルタ９６を配置して良い。ＬＡＦセンサ
５４には応答遅れが存在するために、オブザーバでは前
記した如く内部計算で対処しているが、図示の如く、１
次遅れ特性を補償するフィルタ（即ち、進みフィルタ）
９６を配置してハードウェア的に対処しても良い。

【０２６０】また、上記において留意されるべきこと
は、図８ブロック図に示した構成は請求項に記載した発
明にとって全てが必須ではない点である。例えば、適応
制御器は請求項１項に記載した発明にとって必須の構成
要件ではない。いわゆるＭＩＤＯ₂ 制御も請求項１項に
記載した発明にとっては必須の構成要件ではなく、それ
は請求項２項に記載した発明にとって必須の構成要件と
なる。他の構成要件についても同様である。

【０２６１】図５８はこの出願に係る装置の第２の実施
の形態を示す図８と同様のブロック図である。

【０２６２】第２の実施の形態においては図示の如く、
第２の触媒装置３０の下流に第２のＯ₂ センサ９８を配
置した。第２のＯ₂ センサ９８の検出出力は、図示の如
く、目標空燃比KCMDの補正に用いる。それによって、よ
り一層、目標空燃比KCMDを最適に設定することができ、
制御性が向上する。また、最終的に大気に排出される排
気ガス中の空燃比を検出することで、エミッション性能
が向上すると共に、第２のＯ₂ センサより上流側の触媒
装置の劣化状態も監視することができる。尚、第２のＯ
₂ センサ９８は、第１のＯ₂ センサ５６の代用としても
良い。また、第２のＯ₂ センサ９８は、第１のＯ₂ セン
サ５６と同様に、多段に構成された第２の触媒装置内に
図５に示した如く取り付けても良い。

【０２６３】この場合、第２のＯ₂ センサ９８の次段に
は１０００Ｈｚ程度の周波数特性を備えたローパスフィ
ルタ５００を接続する。尚、第１のＯ₂ センサ５６のフ
ィルタ６０および第２のＯ₂ センサ９８のフィルタ５０
０は、そのリニアではない特性を補償するために、リニ
アライザなどのフィルタを用いても良い。

【０２６４】上記した第１、第２の実施の形態におい
て、スロットル弁１６をパルスモータＭを介して駆動す
る機構としたが、一般的に知られている機構と同様に、
アクセルペダルと機械的に連動するものであっても良
い。

【０２６５】また、排気還流機構について、応答性の電
動型の排気還流弁を用いたが、機関の負圧により作動す
るダイアフラムを用いた排気還流弁を使用しても良い。

【０２６６】また、第２の触媒装置３０は、第１の触媒
装置２８の浄化性能にもよるが、設けないことも可能で
ある。

【０２６７】また、ローパスフィルタを用いたが、同等
な性能が得られるバンドパスフィルタを用いても良い。

【０２６８】更に、上記した構成において、１個の空燃
比センサを用いて各気筒の空燃比を推定し、目標値に制
御する例を示したが、それに限られるものではなく、気
筒ごとに空燃比センサを設けて各気筒の空燃比を直接検
出しても良い。

【０２６９】尚、上記において空燃比を実際には当量比
で求めているが、これは空燃比そのものを用いるのと全
く同一である。

【０２７０】また、上記においてフィードバック補正係
数KSTRないしKLAFを乗算値として求めたが、加算値とし
て求めても良い。

【０２７１】また、上記において適応制御器としてＳＴ
Ｒを例にとって説明したが、ＭＲＡＣＳ（モデル規範型
適応制御）を用いても良い。

【０２７２】

【発明の効果】請求項１項にあっては、気筒間の空燃比
のバラツキを効果的に減少させ、よって空燃比に対する
リーン限界や排気還流量ないしはキャニスタ・パージ量
の限界を拡大することができる。更に、気筒の空燃比応
答特性が良好となり、気筒間の空燃比応答特性のバラツ
キも低減することから、気筒別の空燃比のフィードバッ
クゲインを気筒ごとに設定する必要がなくなる。

【０２７３】請求項２項にあっては、請求項１項で述べ
た効果に加えて、内燃機関全体への供給燃料量を補正す
ることで、目標空燃比への収束性が更に改善され、更に
制御性が向上する。

【０２７４】請求項３項にあっては、単一の空燃比検出
手段を用いるのみで、各気筒の空燃比を推定して気筒間
の空燃比バラツキを効果的に減少することができる。

【０２７５】請求項４項にあっては、オブザーバの精度
を向上させることができ、単一の空燃比検出手段を用い
るのみで各気筒の空燃比を一層精度良く推定して気筒間
の空燃比バラツキを効果的に減少することができる。

【０２７６】請求項５項にあっては、基本となる燃料噴
射量をより精度良く求めることができて気筒間の空燃比
のバラツキを一層効果的に減少させ、よって空燃比に対
するリーン限界や排気還流量ないしはキャニスタ・パー
ジ量の限界を拡大することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置を
全体的に示す概略図である。

【図２】図１中の排気還流機構の詳細を示す説明図であ
る。

【図３】図１中のキャニスタ・パージ機構の詳細を示す
説明図である。

【図４】図１中の可変バルブタイミング機構のバルブタ
イミング特性を示す説明図である。

【図５】図１中の第１の触媒装置およびＯ₂ センサの配
置構成を示す説明図である。

【図６】図１中の制御ユニットの詳細を示すブロック図
である。

【図７】図１中のＯ₂ センサの出力を示す説明図であ
る。

【図８】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置の
動作を示す機能ブロック図である。

【図９】図８ブロック図の基本燃料噴射量ＴiM-Fの算出
作業を示すフロー・チャートである。

【図１０】図９フロー・チャートの基本燃料噴射量ＴiM
-Fの算出作業を説明するブロック図である。

【図１１】スロットル弁の有効開口面積を流量係数など
を用いて算出する手法を示すブロック図である。

【図１２】図１１の算出で用いる係数のマップ特性を示
す説明図である。

【図１３】図９フロー・チャートおよび図１０ブロック
図で使用する定常運転状態時の燃料噴射量Ｔimapのマッ
プ特性を示す説明図である。

【図１４】図９フロー・チャートおよび図１０ブロック
図で使用する目標空燃比、より具体的にはその基本値の
マップ特性を示す説明図である。

【図１５】図９フロー・チャートおよび図１０ブロック
図の基本燃料噴射量ＴiM-Fの算出作業におけるスロット
ルの有効開口面積についてのシミュレーション結果を示
すデータ図である。

【図１６】図９フロー・チャートおよび図１０ブロック
図の基本燃料噴射量ＴiM-Fの算出作業における定常運転
状態と過渡運転状態とを示す説明図である。

【図１７】図９フロー・チャートおよび図１０ブロック
図の基本燃料噴射量ＴiM-Fの算出作業におけるスロット
ル開度とスロットルの有効開口面積との関係を示す説明
図である。

【図１８】図９フロー・チャートの基本燃料噴射量ＴiM
-Fの算出作業の修正例を説明するブロック図である。

【図１９】図８ブロック図のＥＧＲ補正係数の算出にお
ける排気還流率の推定作業を示すフロー・チャートであ
る。

【図２０】排気還流率推定の基本アルゴリズムを示す説
明図で、図１９フロー・チャートの演算に使用される排
気還流率のリフト量に対するガス量の特性を示す説明図
である。

【図２１】排気還流弁のリフト指令値に対する実リフト
および還流ガスの遅れを示す説明図である。

【図２２】図１９フロー・チャートの演算に使用される
定常時の排気還流率補正係数（基本排気還流率補正係
数）のマップ特性を示す説明図である。

【図２３】図１９フロー・チャートの演算に使用される
リフト指令値のマップ特性を示す説明図である。

【図２４】図１９フロー・チャートの燃料噴射補正係数
の算出作業を示すサブルーチン・フロー・チャートであ
る。

【図２５】図２４フロー・チャートの作業で使用される
リングバッファの構成を示す説明図である。

【図２６】図２４フロー・チャートの作業で使用される
無駄時間τのマップ特性を示す説明図である。

【図２７】図２４フロー・チャートの作業を説明するタ
イミング・チャートである。

【図２８】図８ブロック図のキャニスタ・パージ補正係
数の算出作業を示すフロー・チャートである。

【図２９】図８ブロック図の目標空燃比および空燃比補
正係数の算出作業を示すフロー・チャートである。

【図３０】図２９フロー・チャートにおける補正係数KE
TCの特性を示す説明図である。

【図３１】多気筒内燃機関のＴＤＣと排気系集合部の空
燃比との関係を示す説明図である。

【図３２】実際の空燃比に対するサンプルタイミングの
良否を示す説明図である。

【図３３】図８ブロック図のSel-V ブロックでの検出空
燃比のサンプリング作業を示すフロー・チャートであ
る。

【図３４】図８ブロック図のオブザーバの説明図の１つ
で、先の出願で述べたＬＡＦセンサの検出動作をモデル
化した例を示すブロック図である。

【図３５】図３４に示すモデルを周期ΔＴで離散化した
モデルである。

【図３６】空燃比センサの検出挙動をモデル化した真の
空燃比推定器を示すブロック線図である。

【図３７】内燃機関の排気系の挙動を示すモデルを表す
ブロック線図である。

【図３８】図３７に示すモデルを用いて４気筒内燃機関
について３気筒の空燃比を１４．７に、１気筒の空燃比
を１２．０にして燃料を供給する場合を示すデータ図で
ある。

【図３９】図３８に示す入力を与えたときの図３７モデ
ルの集合部の空燃比を表すデータ図である。

【図４０】図３８に示す入力を与えたときの図３７モデ
ルの集合部の空燃比をＬＡＦセンサの応答遅れを考慮し
て表したデータと、同じ場合のＬＡＦセンサ出力の実測
値を比較するデータ図である。

【図４１】一般的なオブザーバの構成を示すブロック線
図である。

【図４２】図８ブロック図に示したオブザーバで、先の
出願で用いるオブザーバの構成を示すブロック線図であ
る。

【図４３】図３７に示すモデルと図４２に示すオブザー
バを組み合わせた構成を示す説明ブロック図である。

【図４４】図８ブロック図での空燃比のフィードバック
制御を示すブロック図である。

【図４５】図３３フロー・チャートで使用するタイミン
グマップの特性を示す説明図である。

【図４６】図４５の特性を説明する、機関回転数および
機関負荷に対するセンサ出力特性を示す説明図である。

【図４７】図３３フロー・チャートでのサンプリング動
作を説明するタイミング・チャートである。

【図４８】フューエルカットから燃料供給を再開したと
きの空燃比の検出遅れを示すタイミング・チャートであ
る。

【図４９】図８ブロック図でのフィードバック補正係数
の演算作業を示すフロー・チャートである。

【図５０】図４９フロー・チャートの動作を機能的に示
すブロック図である。

【図５１】図４９フロー・チャートのフィードバック補
正係数のより具体的な演算作業を示すサブルーチン・フ
ロー・チャートである。

【図５２】図５１フロー・チャートのフィードバック補
正係数のより具体的な演算作業を示す同様のサブルーチ
ン・フロー・チャートである。

【図５３】図５１フロー・チャートの動作の一部を説明
するタイミング・チャートである。

【図５４】図４９フロー・チャートの出力燃料噴射量の
吸気管壁面付着補正のサブルーチン・フロー・チャート
である。

【図５５】図５４フロー・チャートの演算に使用する直
接率などのマップ特性を示す説明図である。

【図５６】図５４フロー・チャートの演算に使用する補
正係数のテーブル特性を示す説明図である。

【図５７】図５４フロー・チャートのTWP (n) の演算作
業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。

【図５８】この発明に係る内燃機関の燃料噴射制御装置
の別の実施の形態の構成を示すブロック図である。

【符号の説明】

１０ 内燃機関 １２ 吸気管 ２０ 吸気マニホルド ２２ インジェクタ ２４ 排気マニホルド ２６ 排気管 ２８ 第１の触媒装置 ３０ 第２の触媒装置 ３４ 制御ユニット ５４ 広域空燃比センサ（ＬＡＦセンサ） ５６ Ｏ₂ センサ ９２ フィルタ ９３ フィルタ ９４ 第３の触媒装置 ９６ フィルタ ９８ 第２のＯ₂ センサ １００ 排気還流機構 ２００ キャニスタ・パージ機構 ３００ 可変バルブタイミング機構 ５００ フィルタ

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 小森谷 勲 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式会 社本田技術研究所内 (72)発明者 西村 要一 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式会 社本田技術研究所内 (72)発明者 廣田 俊明 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式会 社本田技術研究所内

Claims (5)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】ａ．内燃機関の排気系に設けられ、前記内
   燃機関が排出する排気ガスの空燃比を検出する空燃比検
   出手段と、 ｂ．前記空燃比検出手段の下流に設けられた触媒装置
   と、 ｃ．前記空燃比検出手段の検出した検出空燃比から各気
   筒間の空燃比バラツキを減少させるように、前記内燃機
   関に供給する燃料噴射量を各気筒別に補正する各気筒別
   の空燃比補正係数を算出する空燃比補正係数算出手段
   と、 ｄ．前記空燃比補正係数によって前記内燃機関に供給す
   る燃料噴射量を補正する燃料噴射量補正手段と、 ｅ．補正された燃料噴射量に対して、噴射される燃料の
   輸送遅れに基づいて燃料輸送遅れ補正燃料噴射量を算出
   する燃料輸送遅れ補正燃料噴射量算出手段と、および ｆ．前記算出された燃料輸送遅れ補正燃料噴射量に基づ
   いて前記内燃機関に供給する燃料噴射量を決定する燃料
   噴射量決定手段と、を備えたことを特徴とする内燃機関
   の燃料噴射制御装置。
2. 【請求項２】ｇ．前記空燃比検出手段の検出した検出空
   燃比から前記内燃機関の空燃比を目標空燃比に収束させ
   るように、前記内燃機関へ供給する燃料噴射量を補正す
   る第２の空燃比補正係数を算出する第２の空燃比補正係
   数算出手段と、を備え、前記燃料噴射量決定手段は、目
   標空燃比となるように、前記第２の空燃比補正係数算出
   手段の算出する第２の空燃比補正係数に基づいて前記内
   燃機関に供給する燃料噴射量を決定することを特徴とす
   る請求項１項記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
3. 【請求項３】ｈ．前記内燃機関の排気系の挙動を記述す
   るモデルを設定して前記空燃比検出手段の検出する検出
   空燃比を入力すると共に、その内部状態を観測するオブ
   ザーバを設定して各気筒の空燃比を推定する空燃比推定
   手段と、を備え、前記第２の空燃比補正係数算出手段
   は、前記推定された各気筒の空燃比に基づいて前記第２
   の空燃比補正係数を算出することを特徴とする請求項１
   項記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
4. 【請求項４】ｉ．前記内燃機関の運転状態を検出する運
   転状態検出手段と、を備え、前記空燃比推定手段は、前
   記運転状態検出手段の検出する運転状態に応じて前記空
   燃比検出手段の検出タイミングを変更することを特徴と
   する請求項２項記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
5. 【請求項５】 前記燃料輸送遅れ補正燃料噴射量算出手
   段は、前記吸気管に設けられたスロットル弁の有効開口
   面積の変化に基づく吸入空気量に対する補正を行う手段
   を含むことを特徴とする請求項１項または記載の内燃機
   関の燃料噴射制御装置。