WO2001046569A1 - Régulateur de rapport air-carburant de moteurs thermiques - Google Patents

Régulateur de rapport air-carburant de moteurs thermiques Download PDF

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air
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deterioration
catalyst device
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Masaki Ueno
Shusuke Akazaki
Yoshihisa Iwaki
Hiroshi Kitagawa
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Honda Giken Kogyo Kabushiki Kaisha
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Definitions

  • the present invention relates to an air-fuel ratio control device for an internal combustion engine, and more particularly, to an air-fuel ratio control device capable of evaluating a deterioration state of a catalyst device for purifying exhaust gas.
  • the time from when the output of the oxygen concentration sensor on the upstream side is inverted to when the output of the oxygen concentration sensor on the downstream side is inverted, and the inversion cycle of the oxygen concentration sensor on the downstream side are measured.
  • the deterioration state of the catalyst device is evaluated based on the measured values.
  • the air-fuel ratio is feedback-controlled in response to the reversal of the output of the oxygen concentration sensor so that the air-fuel ratio of the internal combustion engine is maintained near the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the air-fuel ratio of the internal combustion engine is maintained near the stoichiometric air-fuel ratio.
  • the air-fuel ratio is positively increased from the lean side to the rich side or from the rich side to the lean side in order to evaluate the deterioration state of the catalyst device. I have to change. For this reason, it is not possible to evaluate the deterioration state of the catalyst device when the air-fuel ratio of the internal combustion engine is feedback-controlled so as to ensure the appropriate purification performance of the catalyst device. Therefore, at the time of the evaluation, there was an inconvenience that it was difficult to ensure proper purification performance of the catalyst device.
  • the applicant of the present application provided an exhaust gas sensor for detecting the concentration of a specific component in the exhaust gas, for example, the oxygen concentration, on the downstream side of the catalyst device, and the internal combustion engine was designed to converge the output of the exhaust gas sensor to a predetermined target value.
  • Techniques for ensuring the optimum purification performance of the catalyst device by manipulating the air-fuel ratio of the mixture to be combusted in the engine have been previously proposed (for example, Japanese Patent Application Laid-Open Nos. 9-13246881, 1 1-1503 51 or U.S. Patent No. 5,852,930, U.S. Patent Application 09 / 15,330, etc.).
  • the air-fuel ratio of exhaust gas entering the catalyst device using sliding mode control is set so that the output of the exhaust gas sensor (detected value of oxygen concentration) converges to a predetermined target value (constant value). Calculates the target value (target air-fuel ratio) of the air-fuel ratio obtained from the oxygen concentration of the exhaust gas.
  • the optimal air condition of the catalyst Therefore, it is desirable to be able to evaluate the state of deterioration of the catalytic converter while controlling the air-fuel ratio.
  • the present invention provides an air-fuel ratio control device for an internal combustion engine that can appropriately evaluate a deterioration state of the catalyst device while securing required purification performance of the catalyst device provided in an exhaust passage of the internal combustion engine.
  • the purpose is to provide. Disclosure of the invention
  • An air-fuel ratio control device for an internal combustion engine in order to achieve the above object, comprises: a concentration of a specific component in exhaust gas of the internal combustion engine passing through the catalyst device downstream of the catalyst device provided in an exhaust passage of the internal combustion engine. And an air-fuel ratio operation for sequentially generating an operation amount defining an air-fuel ratio of exhaust gas entering the catalyst device so as to converge an output of the exhaust gas sensor to a predetermined target value.
  • An air-fuel ratio control device for controlling an air-fuel ratio of an air-fuel mixture to be burned in the internal combustion engine according to the operation amount.
  • a value of a predetermined linear function for deterioration evaluation which represents the time-series data as a variable component, is sequentially obtained from the time-series data of the output of the exhaust gas sensor, and the obtained deterioration evaluation is performed.
  • a deterioration state evaluation means for evaluating the deterioration state of the catalyst device based on the value of the linear function.
  • an operation amount for example, an air-fuel ratio that regulates the air-fuel ratio of exhaust gas entering the catalytic device so that the output of the exhaust gas sensor downstream of the catalytic device converges to a predetermined target value
  • a state in which the air-fuel ratio of the air-fuel mixture is operated in accordance with the manipulated variable that is, a state in which convergence control of the output of the exhaust gas sensor to the target value is performed.
  • a time-series data of the output of the exhaust gas sensor wherein the time-series data is used as a variable component;
  • the value of the linear function is calculated, the value of the linear function is a characteristic correlation with the progress of the deterioration of the catalytic device. Tend to exhibit sex.
  • the value of the linear function tends to accumulate near a certain predetermined value. Then, as the deterioration of the catalyst device progresses, the value of the linear function tends to easily take a value apart from the predetermined value. That is, the degree of variation in the value of the linear function increases with the progress of deterioration of the catalyst device.
  • the deterioration state evaluation means sets the above-mentioned linear function as a deterioration evaluation linear function, and sequentially obtains the value of the deterioration evaluation linear function from the time-series data of the output of the exhaust gas sensor. Then, the deterioration state of the catalyst device is evaluated based on the value of the linear function for deterioration evaluation.
  • the value of the linear function for deterioration evaluation which serves as a basis for evaluating the deterioration state of the catalyst device, is determined based on the air-fuel ratio manipulated variable generated so as to converge the output of the exhaust gas sensor to a predetermined target value.
  • the air-fuel ratio operating means is operating the air-fuel ratio of the air-fuel mixture in accordance with the operation amount generated by the means
  • the air-fuel ratio is obtained from the time series data of the output of the exhaust gas sensor. That is, the value of the linear function for deterioration evaluation is obtained in a state where the air-fuel ratio is controlled so as to ensure the required purification performance of the catalyst device.
  • the deterioration state of the catalyst device can be evaluated while securing the required purification performance of the catalyst device.
  • the tendency of the value of the linear function for deterioration evaluation according to the degree of progress of the deterioration of the catalyst device as described above is, according to the knowledge of the present inventors, that the operation by the air-fuel ratio manipulated variable generating means is performed.
  • the amount is generated using, for example, sliding mode control, which is a method of feedback control.
  • the air-fuel ratio manipulated variable generating means is a means for generating the manipulated variable by using the sliding mode control as described above, particularly, the deterioration is highly correlated with the deterioration state of the catalyst device.
  • the evaluation linear function is closely related to the switching function used for the sliding mode control. Therefore, it is preferable that a linear function determined according to the switching function be a linear function for deterioration evaluation.
  • the sliding mode control used by the air-fuel ratio manipulated variable generating means includes, for example, a linear function expressing a time series data of a deviation between the output of the exhaust gas sensor and the target value as a variable component.
  • the switching function is used as the switching function.
  • the deterioration evaluation linear function may be a linear function in which the coefficient value related to the variable component is the same as the coefficient value related to the variable component of the switching function.
  • it is a function.
  • the linear function may be the switching function itself for controlling the sliding mode.
  • the linear function determined according to the switching function for sliding mode control as the linear function for deterioration evaluation, the correlation between the value of the linear function for deterioration evaluation and the deterioration state of the catalyst device is remarkable.
  • the deterioration state of the catalyst device can be properly evaluated based on the value of the linear function for deterioration evaluation.
  • the deterioration state evaluation means may include a value of the linear function for deterioration evaluation.
  • the data representing the degree of variation of the time series data is used as a parameter for deterioration evaluation.
  • the parameter for deterioration evaluation is obtained from the time series data of the value of the linear function for deterioration evaluation, and the obtained parameter for deterioration evaluation is obtained. It is preferable to evaluate the state of deterioration of the catalyst device based on the value of overnight.
  • the data representing the degree of variation is regarded as a parameter for deterioration evaluation, and this is obtained from the time-series data of the value of the linear function for deterioration evaluation.
  • the value of the parameter for deterioration evaluation has a clear correlation with the deterioration state of the catalyst device, and the catalyst value is determined based on the value of the parameter for deterioration evaluation. It is possible to more appropriately evaluate the degradation state of the device.
  • the parameter for deterioration evaluation may be, for example, a square value of a deviation between the value of the linear function for deterioration evaluation and a predetermined value ⁇ the absolute value of the deviation, or the like.
  • the means may include a low-pass characteristic of a square value or an absolute value of a deviation between each data value of the time series data of the value of the deterioration evaluation linear function and a predetermined value as a center value of the value of the deterioration evaluation linear function.
  • the value of the parameter for deterioration evaluation is used for the deterioration evaluation. This is an appropriate value that indicates the degree of variation in the value of the linear function. Then, the value of the parameter for the deterioration evaluation monotonously increases with the progress of the deterioration of the catalyst device, and the correlation with the deterioration state of the catalyst device becomes clear. Therefore, this degradation evaluation parameter Based on the values of the night, it is possible to reliably and reliably evaluate the deterioration state of the catalyst device. '
  • the filtering process of the mouth-to-pass characteristics is a filtering process using a sequential statistical processing algorithm.
  • the parameter for deterioration evaluation is obtained, thereby eliminating the need for a memory for storing a large number of data of the deviation, its square value, the absolute value, and the like.
  • the parameter for deterioration evaluation can be obtained with a small memory capacity.
  • an algorithm such as a least squares method, a weighted least squares method, a gradually decreasing gain method, and a fixed gain method is preferable.
  • the deterioration evaluation parameter monotonically increases as the deterioration of the catalyst device progresses.
  • the deterioration state evaluation means compares the value of the parameter for deterioration evaluation with a predetermined threshold value, thereby deteriorating the deterioration state of the catalyst device to a degree of deterioration corresponding to the threshold value or more. Can be determined.
  • the deterioration state evaluation means includes means for determining whether to evaluate the deterioration state of the catalyst device according to a change state of the flow rate of the exhaust gas entering the catalyst device.
  • the sliding is performed because the disturbance is small.
  • the feedback control such as the mode control
  • the output of the exhaust gas sensor is constantly and stably maintained at the target value. Therefore, in such a situation, the value of the linear function for deterioration evaluation tends to accumulate around a predetermined value even when the catalyst device is in a state of advanced deterioration, and when the catalyst device is almost new. It is difficult to distinguish between
  • the deterioration state evaluation means does not evaluate the deterioration state of the catalyst device when the flow rate of the exhaust gas entering the catalyst device is maintained at a substantially constant value, and the flow rate of the exhaust gas is substantially constant. The state of deterioration of the catalyst device is evaluated without being maintained.
  • the deterioration state evaluation means may be configured to perform the above-described operation when the flow rate of the exhaust gas entering the catalyst device is maintained at a substantially constant value.
  • the parameters for deterioration evaluation are not calculated, and the parameters for deterioration evaluation are calculated in a state where the flow rate of the exhaust gas is not maintained substantially constant.
  • the air-fuel ratio manipulated variable generation means sequentially obtains data representing an estimated value of the output of the exhaust gas sensor after a dead time of a system from the upstream side of the catalyst device to the exhaust gas sensor.
  • An estimator is provided, and the manipulated variable is generated using the data obtained by the estimator.
  • the air-fuel ratio manipulated variable generating means may be arranged from an upstream side of the catalyst device.
  • the operation amount is generated using the data obtained by the estimation means, that is, a system from the upstream side of the catalyst device to the exhaust gas sensor (this system is defined by the operation amount.
  • This system generates the output of the exhaust gas sensor from the air-fuel ratio of the exhaust gas.
  • the target exhaust system hereafter generally has a relatively long dead time due to the catalyst device included in the target exhaust system. .
  • a system including the air-fuel ratio operating means and the internal combustion engine (this system is a system that generates an air-fuel ratio of exhaust gas entering the catalyst device from the operation amount).
  • the air-fuel ratio control system also has a relatively long dead time. These dead times may have an adverse effect on converging the output of the exhaust gas sensor to a target value, and therefore it is desirable to compensate for the effect.
  • a total time which is a sum of the dead time and the dead time of the air-fuel ratio operation system, representing the estimated value of the output of the exhaust gas sensor after the dead time of the target exhaust system, or Data representing an estimated value of the output of the exhaust gas sensor after time is obtained by the estimating means, and the manipulated variable is generated using the data.
  • the air-fuel ratio manipulated variable generation means outputs the estimated value of the output of the exhaust gas sensor represented by the data obtained by the estimation means in a sliding mode. Control by the eye The manipulated variable is generated so as to converge to the standard value. This makes it possible to appropriately compensate for the effects of the waste time described above. For this reason, the stability of the convergence control of the output of the exhaust gas sensor to the target value can be enhanced, and the required purification performance of the catalyst device can be stably ensured.
  • the data representing the estimated value of the output of the exhaust gas sensor is, for example, the output of the exhaust gas sensor and the operation amount generated by the air-fuel ratio operation amount generation means in the past or in accordance with the operation amount. It can be generated using the detected value of the air-fuel ratio of the exhaust gas on the upstream side of the catalyst device.
  • the sliding mode control is preferably an adaptive sliding mode control.
  • adaptive sliding mode control is a so-called adaptive law, compared to normal sliding mode control, in order to minimize the effects of disturbances and the like.
  • Adaptive algorithm By generating the manipulated variable using such an adaptive sliding mode control, the reliability of the manipulated variable is enhanced, and the control of the convergence of the output of the exhaust gas sensor to the target value is performed with high responsiveness and satisfactorily. Can be. In addition, the influence of factors such as mere disturbance other than the deterioration state of the catalyst device on the value of the linear function for deterioration evaluation determined according to the switching function for the sliding mode control is suppressed. The reliability of the evaluation of the deterioration state of the catalyst device based on the parameter for deterioration evaluation indicating the degree of variation of the value of the linear function can be improved.
  • the manipulated variable generated by the air-fuel ratio manipulated variable generation means is a target air-fuel ratio of exhaust gas entering the catalyst device, and an air-fuel ratio detecting an air-fuel ratio of exhaust gas entering the catalyst device.
  • An air-fuel ratio operating means is provided upstream of the catalyst device, and the air-fuel ratio operating means performs air-fuel ratio control of the air-fuel mixture by feedback control so that the output of the air-fuel ratio sensor converges to the target air-fuel ratio. Manipulate the ratio.
  • the output of the air-fuel ratio sensor (the detected value of the air-fuel ratio) for detecting the air-fuel ratio of the exhaust gas entering the catalyst device is set to the target air-fuel ratio by using the manipulated variable as the target air-fuel ratio of the exhaust gas entering the catalyst device.
  • the operation amount may be, for example, a correction amount of a fuel supply amount of the internal combustion engine in addition to the target air-fuel ratio. Further, the operation of the air-fuel ratio of the air-fuel mixture according to the operation amount may be performed by feedforward control based on the operation amount. Further, in the present invention, in order to evaluate the deterioration state of the catalyst device while securing the optimum purification performance of the catalyst device, an oxygen concentration sensor (o 2 sensor) is used as the exhaust gas sensor, and the target value is set to a predetermined value. It is preferable to set a constant value of
  • FIG. 1 is a block diagram showing an overall system configuration of a first embodiment of the air-fuel ratio control apparatus of the present invention
  • FIG. 2 is an output characteristic diagram of the 0 2 sensor and the air-fuel ratio sensor used in the apparatus of FIG. 1
  • FIG. 3 is a block diagram showing a basic configuration of a main part of the apparatus of FIG. 1
  • FIG. 4 is an explanatory view for explaining a sliding mode control used in the apparatus of FIG. 1
  • FIGS. 5 to 8 are apparatuses of FIG.
  • FIG. 9 is a block diagram for explaining a method of evaluating the deterioration state of the catalyst device used in FIG. 9, and
  • FIG. 9 is a block diagram for explaining an adaptive controller used in the device of FIG. FIG.
  • FIG. 10 is a flowchart showing the processing of the agency-side control unit of the apparatus of FIG. 1
  • FIG. 11 is a flowchart showing the subroutine processing of the flowchart of FIG.
  • FIG. 12 is a flowchart showing the processing of the exhaust-side control unit of the apparatus of FIG. 1
  • FIGS. 13 to 16 are flowcharts showing the subroutine processing of the flowchart of FIG.
  • FIGS. 17 to 19 are flowcharts showing the subroutine processing of the flowchart of FIG.
  • FIG. 20 is a block diagram showing a main part configuration (exhaust-side control unit) of an air-fuel ratio control device for an internal combustion engine according to a second embodiment of the present invention
  • FIG. 21 is a device of the exhaust-side control unit shown in FIG.
  • FIG. 22 is a diagram for explaining the processing of the main part of the flowchart of FIG. 21.
  • FIG. 1 is a block diagram showing the overall system configuration of the device of the present embodiment.
  • 1 is, for example, a four-cylinder engine (internal combustion engine) mounted as a propulsion source of a vehicle or an eight-brid vehicle.
  • Exhaust gas generated by combustion of a mixture of fuel and air for each cylinder of the engine 1 is collected in a common exhaust pipe 2 (exhaust passage) in the vicinity of the engine 1, and is discharged into the atmosphere through the exhaust pipe 2. Will be released.
  • the exhaust pipe 2 is provided with two catalytic devices 3 and 4 composed of, for example, a three-way catalyst in order from the upstream side in order to purify the exhaust gas.
  • the catalyst device for evaluating the deterioration state is the upstream catalyst device 3, and the downstream catalyst device 4 may be omitted.
  • the air-fuel ratio of the exhaust gas entering the catalyst device 3 (specifically, the oxygen concentration in the exhaust gas entering the catalyst device 3) so as to secure the optimal deterioration performance of the catalyst device 3
  • the air-fuel ratio ascertained from the following is sometimes referred to simply as the air-fuel ratio of engine 1.
  • the deterioration state of the catalyst device 3 is evaluated while performing the air-fuel ratio control.
  • an exhaust pipe 2 is provided upstream of the catalyst device 3 (more specifically, at a point where exhaust gas is collected for each cylinder of the engine 1).
  • air-fuel ratio sensor 5 that, with 0 2 sensor (oxygen concentration sensor) 6 as the exhaust gas sensor provided in the exhaust pipe 2 downstream of the catalytic converter 3 (upstream of the catalytic converter 4), the sensors 5
  • a control unit ⁇ ⁇ for performing a control process described later and evaluating the deterioration state of the catalyst device 3 based on the outputs of the above-mentioned items.
  • control unit 7 along with the output of the air-fuel ratio sensor 5 and 0 2 sensor 6, the rotational speed sensor Saya intake pressure sensor (not shown) for detecting the operating condition of the engine 1, a coolant temperature sensor, etc.
  • the outputs of various sensors are provided.
  • 0 2 sensor 6 is usually specific Rei_2 sensor for generating (output indicating the detection value of the oxygen concentration) output V02 / OUT having a level depending on the oxygen concentration in the exhaust gas which has passed through the catalytic converter 3.
  • the oxygen concentration in the exhaust gas depends on the air-fuel ratio of the air-fuel mixture generated by burning the exhaust gas.
  • the output V02 / OUT of this 0 2 sensor 6, as shown in FIG. 2 by the solid line a in the state as an air-fuel ratio corresponding to the oxygen concentration in the exhaust gas exists in the range of near stoichiometric air-fuel ratio ⁇ , the This results in a highly sensitive change that is almost proportional to the oxygen concentration in the exhaust gas.
  • the output V02 / OUT of the O 2 sensor 6 is saturated, ing a substantially constant level.
  • the air-fuel ratio sensor 5 generates an output KACT indicating the detected value of the air-fuel ratio of the engine 1 which is detected by the oxygen concentration of the exhaust gas entering the catalyst device 3.
  • the air-fuel ratio sensor 5 is constituted by, for example, a wide-range air-fuel ratio sensor described in detail by the present applicant in Japanese Patent Application Laid-Open No. 4-369471 or U.S. Pat. No. 5,391,282. It is a thing. Then, the air-fuel ratio sensor 5, as shown by the solid line b in FIG. 2, to produce the output of level proportional thereto over a wide range of oxygen concentration in the exhaust gas than 0 2 sensor 6.
  • the air-fuel ratio sensor 5 (hereinafter referred to as the LAF sensor 5) It produces a proportional output KACT over a wide range of air-fuel ratios corresponding to the oxygen concentration in the gas.
  • the control unit 7 performs a process for calculating a target air-fuel ratio KCMD (a target value of the air-fuel ratio of the engine 1) as an operation amount defining the air-fuel ratio of the engine 1, and evaluates a deterioration state of the catalyst device 3.
  • the control unit 7a (hereinafter referred to as the “exhaust-side control unit 7a”), which performs the processing for performing the control, and the fuel injection amount (fuel supply amount) of the engine 1 are adjusted according to the target air-fuel ratio KCMD.
  • a control unit 7b hereinafter, referred to as an engine-side control unit 7b) as an air-fuel ratio operating means for controlling the air-fuel ratio of the air-fuel mixture to be burned in the engine 1.
  • control units 7a and 7b are configured using a microcomputer, and execute respective processes in a predetermined control cycle.
  • the exhaust-side control unit is used.
  • the control cycle in which the process 7a executes the process takes into account the dead time and calculation load, etc., which will be described later, caused by the catalyst device 3. Therefore, it is set to a predetermined period (for example, 30 to 100 ms).
  • the processing executed by the engine-side control unit 7b (the adjustment processing of the fuel injection amount) needs to be performed in synchronization with the rotation speed of the engine 1 (specifically, the combustion cycle of the engine 1). For this reason, the control cycle in which the engine-side control unit 7b executes the processing is a cycle synchronized with the crank angle cycle of the engine 1 (so-called TDC).
  • the fixed cycle of the control cycle of the exhaust-side control unit 7a is longer than the crank angle cycle (TDC).
  • the engine-side control unit 7b has a basic structure that A basic fuel injection quantity calculator 8 for determining a fuel injection quantity T im, the first correction coefficient calculator 9 and the obtaining a first correction coefficient KTOTAL and the second correction coefficient KCMDM to correct the basic fuel injection quantity T im, respectively 2 a correction coefficient calculating unit 10.
  • the basic fuel injection amount calculation unit 8 calculates a predetermined fuel injection amount (fuel supply amount) of the engine 1 based on the rotation speed NE and the intake pressure PB of the engine 1 based on the map.
  • the basic fuel injection amount T im is calculated by correcting the reference fuel injection amount according to the effective opening area of the throttle valve (not shown) of the engine 1.
  • the first correction coefficient KTOTAL obtained by the first correction coefficient calculation unit 9 is based on the exhaust gas recirculation rate of the engine 1 (the ratio of exhaust gas contained in the intake air of the engine 1), and the engine 1 This is for correcting the basic fuel injection amount T im in consideration of a purge amount of fuel supplied to the engine 1 at the time of purging, a cooling water temperature of the engine 1, an intake air temperature, and the like.
  • the second correction coefficient KCMDM obtained by the second correction coefficient calculation unit 10 is a cooling effect of the fuel flowing into the engine 1 in accordance with the target air-fuel ratio KCMD calculated by the exhaust-side control unit 7a as described later. This is for correcting the basic fuel injection amount T im in consideration of the charging efficiency of the intake air by the intake air.
  • the correction of the basic fuel injection amount T im by the first correction coefficient KTOTAL and the second correction coefficient KCMDM is performed by multiplying the basic fuel injection amount T im by the first correction coefficient KTOTAL and the second correction coefficient KCMDM.
  • the required fuel injection amount T cyl of the engine 1 is obtained.
  • the engine-side control unit 7b further outputs the LAF sensor 5 output KACT (the detected value of the air-fuel ratio of the engine 1) to the target air-fuel ratio KCMD calculated by the exhaust-side control unit 7a.
  • the feedback control unit 14 controls the air-fuel ratio of the air-fuel mixture to be burned in the engine 1 by adjusting the fuel injection amount of the engine 1 by feedback control so as to converge.
  • the feedback control unit 14 includes a global feedback control unit 15 that performs feedback control of the overall air-fuel ratio of each cylinder of the engine 1, and a feedback control unit 15 that determines the air-fuel ratio of each cylinder of the engine 1. This is separated from the local feedback control unit 16 that performs feedback control.
  • the global feedback control unit 15 corrects the required fuel injection amount T cyl so that the output KACT of the LAF sensor 5 converges to the target air-fuel ratio KCMD (multiply the required fuel injection amount T cyl by )
  • the feedback correction coefficient KFB is calculated sequentially.
  • the global feedback control unit 15 uses a well-known PID control according to a deviation between the output KACT of the LAF sensor 5 and the target air-fuel ratio KCMD, and performs a feedback operation amount as the feedback correction coefficient KFB.
  • An adaptive controller 18 (referred to as STR in the figure) that adaptively obtains the operation amount KSTR is independently provided.
  • the feedback operation amount KLAF generated by the PID controller 1 # is a state in which the output KACT (detected value of the air-fuel ratio) of the LAF sensor 5 matches the target air-fuel ratio KCMD.
  • the operation amount KLAF can be used as it is as the feedback correction coefficient KFB. It has become so.
  • the feedback manipulated variable KSTR generated by the adaptive controller 18 becomes the “target air-fuel ratio KCMD” when the output KACT of the LAF sensor 5 matches the target air-fuel ratio KCMD.
  • the global feedback control unit 15 divides the feedback operation amount KLAF generated by the PID controller 17 and the feedback operation amount KSTR generated by the adaptive controller 18 by the target air-fuel ratio KCMD.
  • the feedback operation amount kstr is alternately and appropriately selected by the switching unit 20. Then, either one of the feedback operation amounts KLAF or kstr is used as the feedback correction coefficient KFB, and the correction coefficient KFB is multiplied by the required fuel injection amount T cyl to obtain the required fuel injection amount. Correct the quantity T cyl.
  • the global feedback controller 15 (particularly, the adaptive controller 18) will be described later in more detail.
  • the observer 21 estimates the actual air-fuel ratio # nA / F for each cylinder as follows.
  • the system from engine 1 to LAF sensor 5 (collection of exhaust gas for each cylinder) is calculated based on the actual air-fuel ratio # nA / F for each cylinder of engine 1 and the air-fuel ratio detected by LAF sensor 5.
  • LAF Modeling is performed in consideration of the detection response delay of the sensor 5 (for example, first-order delay) and the time contribution of the air-fuel ratio of each cylinder of the engine 1 to the air-fuel ratio detected by the LAF sensor 5.
  • the actual air-fuel ratio # nA / F of each cylinder is estimated from the output KACT of the LAF sensor 5 in reverse.
  • each PID controller 22 of the local feedback control unit 16 converts the output KACT of the LAF sensor 5 to all cylinders of the feedback correction coefficient #nKLAF obtained by each PID controller 22 in the previous control cycle.
  • the value obtained by dividing by the average value of is used as the target value of the air-fuel ratio of each cylinder.
  • the feedback correction coefficient for each cylinder in this control cycle is set so that the deviation between the target value and the estimated value of the actual air-fuel ratio # nA / F for each cylinder obtained by the observer 21 is eliminated. Find nKLAF.
  • the local feedback control unit 16 multiplies the required fuel injection amount T cyl by the feedback correction coefficient KFB of the global feedback control unit 15 to a feedback correction coefficient for each cylinder.
  • the output fuel injection amount #n T out of each cylinder obtained in this way is taken into account by the adhesion correction unit 23 for each cylinder provided in the engine-side control unit 7b, taking into account the adhesion of the fuel wall to the intake pipe. After the correction is made for each cylinder, the correction is given to a fuel injection device (not shown) of the engine 1. Then, fuel is injected into each cylinder of the engine 1 in accordance with the output fuel injection amount #n T out that has undergone the adhesion correction.
  • the sensor output selection processing unit denoted by reference numeral 24 outputs the output KACT of the LAF sensor 5 suitable for estimating the actual air-fuel ratio # nA / F of each cylinder by the observer 21.
  • the selection is made in accordance with the operation state of item 1, which is disclosed in detail by the applicant of the present invention in Japanese Patent Application Laid-Open No. Hei 7-259589 or US Pat. No. 5,540,209. Therefore, further description is omitted here.
  • 0 at 2 is an output V02 / OUT of the sensor 6 a predetermined constant value V02 / TARGET air-fuel ratio of the state of the engine 1 so as to settle in (see FIG. 2), the catalytic converter 3 is in the deterioration state or the like Demonstrate the optimal purification performance without depending on it. Therefore, in the present embodiment, the constant value V02 / TARGET is set as the target value V02 / TARGET of the output V02 / OUT of the O 2 sensor 6.
  • the reference value FLAF / BASE for the output KACT of the LAF sensor 5 is set to “stoichiometric air-fuel ratio”.
  • the subtraction processing unit 1 1, 1 2 the differential output V02 of the differential output kact and 0 2 sensor 6, respectively LAF sensor 5 deviation kact, V02 which Ru respectively determined.
  • the exhaust-side control unit 7a further includes an exhaust-side main processing unit 13 in which the data of the deviation output kact and V02 are given as the data of the output of the LAF sensor 5 and the data of the output of the ⁇ 2 sensor 6, respectively. It has.
  • the exhaust-side main arithmetic processing section 13 has a function as an air-fuel ratio manipulated variable determining means for sequentially calculating a target air-fuel ratio KCMD of the engine 1 based on the data of the deviation output kact, V02. with the and the target air-fuel ratio calculating means 1 3 a, the deteriorated state evaluating means 1 3 b of evaluating the deteriorated state of the catalytic converter 3 based on the data of the differential output V02 of ⁇ 2 sensor 6.
  • the catalyst unit 3 including an exhaust system of over the point locations from ⁇ 2 sensor 6 of the LAF sensor 5 in the exhaust pipe 2 (refer to FIG. 1 reference numeral E ) Is the control target.
  • the sliding mode control for details, see FIG.
  • the deteriorated state evaluating means 1 3 b is adapted to evaluate the deteriorated state of the catalytic converter 3 based on 0 2 value of the deterioration evaluating linear function described later determined from the time series de Isseki the differential output VO2 of the sensor 6,
  • the operation of the deterioration alarm 29 provided in the apparatus of the present embodiment is controlled according to the evaluation result.
  • the deterioration alarm 29 notifies the deterioration state of the catalyst device 3 to the outside by turning on or blinking a lamp, sounding a buzzer, or displaying characters or graphics.
  • the target air-fuel ratio calculation means 13a and the deterioration state evaluation means 13b will be further described.
  • the target exhaust system E in order to perform the processing of the means 13a, the target exhaust system E is connected to the output KACT of the LAF sensor 5 (the air-fuel ratio of the engine 1). From the detected value) Regarded as a system for generating an answer delay elements through by ⁇ output of 2 sensor 6 V02 / QUT (detection value of the oxygen concentration in the exhaust gas which has passed through the catalytic converter 3), is modeled by its behavior in advance discrete-time system .
  • a system including the engine 1 and the engine-side control unit 7b is used as a system for generating the output KACT of the LAF sensor 5 from the target air-fuel ratio KCMD via a dead time element (hereinafter, this system is referred to as an air-fuel ratio operation system).
  • the behavior is modeled in advance in a discrete-time system.
  • V02 ⁇ k + l) ai 'V02 (k) + a2' V02 ⁇ k —! + Bi ⁇ kact (k—di) (1)
  • the equation (1) is regarded as the object exhaust system E is a system that generates a differential output V02 of the O 2 sensor 6 via the differential output kact or al, dead time element and a response delay element of the LAF sensor 5,
  • the behavior of the target exhaust system E is represented by a discrete time model (more specifically, an autoregressive model having a dead time in the deviation output kact as an input amount of the target exhaust system E).
  • “k” indicates the number of discrete-time control cycles of the exhaust-side control unit 7 a (hereinafter the same), and “dl” indicates the target exhaust system E.
  • those dead time (details of dead time required for until the air-fuel ratio of each time point detected by the LAF sensor 5 is reflected in the output V02 / OUT of ⁇ 2 sensor 6) expressed with the number of control cycles that exist It is.
  • the value of the dead time dl in the exhaust system model represented by the equation (1) is set in advance to be equal to the actual dead time of the target exhaust system E or to be slightly longer.
  • the first and second terms on the right side of equation (1) correspond to the response delay element of the target exhaust system E, respectively.
  • the first term is the first-order autoregressive term
  • the second term is the second-order. This is the autoregressive term of the eye.
  • Al and “a2” are the gain coefficient of the first-order autoregressive term and the gain coefficient of the second-order autoregressive term, respectively. If these gain coefficients al, a2 is put it another way, a 0 2 coefficients relative to the differential output VO2 of the sensor 6 as an output quantity of the object exhaust system E.
  • These gain coefficients al, a2, and bl are parameters that define the behavior of the exhaust system model. In the present embodiment, they are sequentially identified by an identifier described later.
  • the model of the discrete-time system of the air-fuel ratio operation system (hereinafter referred to as the air-fuel ratio operation system model) including the engine 1 and the engine-side control unit ⁇ b is the same as the exhaust system model in this embodiment.
  • this is called the target deviation air-fuel ratio kcmd
  • the target deviation air-fuel ratio kcmd the following equation is used.
  • This equation (2) is a system in which the air-fuel ratio operation system generates the deviation output kact of the LAF sensor 5 from the target deviation air-fuel ratio kcmd via the dead time element (the deviation output kact in each control cycle is the target output before the dead time.
  • the system is considered to be a system that matches the deviation air-fuel ratio kcmd), and the air-fuel ratio operation system is represented by a discrete-time model.
  • d2 is the dead time of the air-fuel ratio operation system (specifically, the dead time required until the target air-fuel ratio KCMD at each point is reflected on the output KACT of the LAF sensor 5). ) Is the number of control cycles of the exhaust-side control unit 7a.
  • the dead time of the air-fuel ratio operation system varies depending on the engine speed NE of the engine 1, and becomes longer as the engine 1 speed decreases.
  • the value of the dead time d2 in the air-fuel ratio operating system model represented by the equation (2) is considered in consideration of the above-described characteristics of the dead time of the air-fuel ratio operating system.
  • the idle time that the actual air-fuel ratio operating system has at the idling speed which is the rotation speed in the rotation range (this is the maximum dead time that the air-fuel ratio operating system can take at any given engine 1 speed).
  • the air-fuel ratio operation system actually includes a response delay element caused by the engine 1 in addition to a dead time element.
  • the response delay of the output KACT of the LAF sensor 5 with respect to the target air-fuel ratio KCMD is basically compensated by the feedback control unit 14 (particularly the adaptive controller 18) of the engine-side control unit 7b.
  • the target air-fuel ratio calculating means 13a of the exhaust-side main arithmetic processing unit 13 calculates the target air-fuel ratio KCMD based on the exhaust system model and the air-fuel ratio operation system model expressed by the equations (1) and (2), respectively. The calculation process is performed in the control cycle (constant control cycle) of the exhaust-side control unit 7a. In order to perform this processing, a functional configuration as shown in FIG. 3 is provided.
  • the target air-fuel ratio calculation means 13a calculates the identification values al, a, and a2 of the gain coefficients al, a2, and bl, which are parameters to be set in the exhaust system model (Equation (1)).
  • No., No., bl No., and No. (hereinafter referred to as identification gain coefficients al, a2, and bl) are identified for each control cycle.
  • estimated differential output V02 bar For each control cycle, and a sliding mode controller 27 for sequentially calculating the target air-fuel ratio KCMD for each control cycle by the processing of the adaptive sliding mode control.
  • the algorithm of the arithmetic processing by the identifier 25, the estimator 26, and the sliding mode controller 27 is constructed as follows.
  • the identifier 25 calculates the values of the gain coefficients al, a2, and bl in real time so as to minimize the modeling error of the exhaust system model expressed by the above equation (1) with respect to the actual target exhaust system E. And the identification process is performed as follows.
  • the identifier 25 first determines the identification gain coefficients al, a2, and bl of the currently set exhaust system model. That is, the values of the identified gain coefficients al (kl) hat, a2 (kl) hat, bl (kl) hat determined in the previous control cycle, Using the deviation output kact of the LAF sensor 5 and the past value data kact (k-dl-l), V02 (k-1), and V02 (k-2) of the ⁇ 2 sensor 6 deviation output V02 , the following equation (3) by the value V02 (k) hat of the differential output of ⁇ 2 sensor 6 on the exhaust system model V02 (output of the exhaust system model) (hereinafter, referred to as the identified differential output VO2 (k) hearts g) Ask for.
  • W2 (k) ai (k ⁇ l), V02 (k-1) -Ha2 ⁇ k-1) 'V02 (k-2) + bi (k-1), kact (k-d -l)
  • This equation (3) is obtained by shifting the above equation (1) representing the exhaust system model by one control cycle to the past side, and as identification coefficients al, a2, and bl as identification gain coefficients al (kl), a2 (kl) hat and bl (k-1) hat are used.
  • the above equation (3) is expressed by the following equation (6).
  • 2 5 further identifier, the formula (3) or formula identified differential output 0 2 sensor 6 that obtained by (6) V02 (k) ha Bok and now differential output current 0 2 sensor 6 V02 (k)
  • the deviation id / e (k) is calculated by the following equation (7) as representing the modeling error of the exhaust system model with respect to the actual target exhaust system E (hereinafter, the deviation id / e is referred to as the identification error id / e). .
  • the identifier 25 generates a new identification gain coefficient al (k) hat so as to minimize the identification error id / e. , A2 (k) hat, bl (k) hat, in other words, the new vector ⁇ ⁇ ⁇ (k) (hereinafter referred to as the identification gain coefficient vector) ⁇ ) is calculated by the following equation (8). That is, the identifier 25 calculates the identification gain coefficients al (kl), a2 (kl), and bl (kl) determined in the previous control cycle in proportion to the identification error id / e (k). The new identification gain coefficients al (k), a2 (k), and bl (k) are obtained by changing the amount by the set amount.
  • ⁇ (k) ⁇ ( ⁇ -1) + ⁇ 0 (k). Id / e (k) (8) where “ ⁇ ⁇ ” in equation (8) is the third order determined by the following equation (9). ⁇ U a iL , P ⁇ (the coefficient coefficient vector that defines the degree of change in accordance with the identification error id / e of each identification gain coefficient al, a2, and b1). k— 1). ⁇ (k) ⁇
  • the identifier 25 in the present embodiment basically performs the above-described algorithm (arithmetic processing) to minimize the identification error id / e so as to minimize the identification gain coefficient al hat, a2 of the exhaust system model.
  • the knots, bl knots, and knots are sequentially obtained for each control cycle. Through such processing, the identification gain coefficients al hat, a2 no, cut, and bl hat suitable for the actual target exhaust system E are obtained sequentially.
  • the algorithm described above is a basic algorithm executed by the identifier 25.
  • the estimator 26 calculates the dead time dl of the target exhaust system E and the dead time d2 of the air-fuel ratio operation system in the calculation process of the target air-fuel ratio KCMD by the sliding mode controller 27 described in detail later. in order to compensate for the effects, the total dead time d (two dl + d2) after 0 2 the estimated differential output VO2 bar which is an estimated value of the deviation output VO2 of the sensor 6 which sequentially determines in each control cycle It is.
  • the algorithm of the estimation process is constructed as follows.
  • equation (11) is obtained by applying equation (2) representing the air-fuel ratio operation model to equation (1) representing the exhaust system model.
  • V02 ⁇ K + 1) aiV02 (k) + ai? ⁇ V02 (k-1) 10 btkcmd (k ⁇ -di-d2)
  • V02 (k + d) aiV02 (k) + a2 'V02 (k-1) + ⁇ ⁇ kcmd (k-j) (12)
  • a l, 2 are the first powers of the power matrix Ad (d: total dead time) of the matrix A defined by the proviso in the formula (I 2).
  • V02 (k + d) atV02 (k) + a2 'V02 (k-i)
  • the coefficients H1, H2, and H3 required to calculate the estimated deviation output V02 (k + d) bar by the equation (13) are used.
  • the estimated deviation output V02 (k + d) bar may be obtained by the calculation of the equation (1 2) without using the data of the deviation output kact of the LAF sensor 5.
  • V02 (k + d) ai. V02 (k) + a2.
  • the sliding mode controller 27 will be described. .
  • Suraidi Ngumo de controller 2 of the present embodiment 7 usually a Suraide I Ngumo to de control, adaptive in consideration of the adaptive law for eliminating the effect of disturbance as possible scan line Di Ngumo de controlled by Ri O 2 sensor output V02 / OUT of 6 so as to settle to the target value VO2 / tARGET (the ⁇ 2 differential output V02 of the sensor 6 to converge to "0"), before Symbol object exhaust system to be controlled
  • the target value of the difference between the input amount to be given to E specifically, the output KACT (detected value of the air-fuel ratio) of the LAF sensor 5) and the reference value FLAF / BASE, which is equal to the target deviation air-fuel ratio kcmd.
  • This input amount is referred to as SLD operation input Usl
  • the target air-fuel ratio KCMD is determined from the determined SLD operation input Usl.
  • the algorithm for the processing is constructed as follows.
  • the state quantity to be controlled (control quantity) is, for example, each control plane.
  • V02 (k) of the 0 2 sensor 6 obtained in the cycle
  • V02 (k-1) obtained one control cycle before
  • V02 (k-1) as a linear function with variable components.
  • the vector X defined by the proviso in the equation (15) as a vector having the deviation outputs V02 (k) and V02 (k-1) as components is hereinafter referred to as a state quantity X.
  • o ⁇ k) s ⁇ 'V02 (k) + S2V02 (k-1)
  • the coefficients sl and s2 of the switching function ⁇ are set so as to satisfy the condition of the following equation (16).
  • the hyperplane is also called a switching line or a switching surface, depending on the order of the phase space.
  • the state quantity which is a variable component of the switching function for the sliding mode control is actually obtained before the estimation by the estimator 26.
  • the time series data of the estimated deviation output V02 bar is used, which will be described later.
  • the equivalent control input Ueq, the reaching law input Urch, and the adaptive law input Uadp are the discrete-time model represented by the above-mentioned equation (11) (the LAF sensor in the equation (1)). 5) is determined as follows based on the deviation output kact (k-dl) of 5) and the target deviation air-fuel ratio kcmd (kd) using the total dead time d).
  • the equivalent control input Ueq satisfying such a condition is given by the following equation (18) using the equations (11) and (15).
  • This equation (18) is a basic equation for obtaining the equivalent control input Ueq (k) for each control cycle in the present embodiment. It is an expression.
  • the reaching law input Urch is basically determined by the following equation (19).
  • the coefficient F in the equation (19) (which defines the gain of the reaching law) is set so as to satisfy the condition of the following equation (20).
  • the adaptive law input Uadp is basically determined by the following equation (22) ( ⁇ T in equation (22) is the exhaust-side control unit 7a Control cycle).
  • the adaptive law input Uadp takes into account the total dead time d, and the value of the switching function ⁇ up to the time after the total waste time d. It is determined to be proportional to the integrated value of the product of the exhaust side control unit 7a and the period ⁇ T for each control cycle (this corresponds to the integrated value of the value of the switching function ⁇ ).
  • the sliding mode controller 27 in the present embodiment basically includes an equivalent control input Ueq. Reaching law input Urch and an adaptive law input determined by the above equations (18), (19), and (22). sum of Uadp there so determined as the SLD manipulating input Usl to be applied to (Ueq + Urch + Uadp) of the object exhaust system E, the equation (1 8), for use in (1 9), (2 2) 0 2
  • the deviation output V02 (k + d) and V02 (k + dl) of the sensor 6 and the value (k + d) of the switching function are future values. Therefore, it cannot be obtained directly.
  • the time series data of the estimated deviation output V02 bar sequentially obtained by the estimator 26 as described above is a state quantity to be controlled, and the equation (15)
  • a switching function ⁇ bar for sliding mode control is defined by the following equation (25).
  • This switching function ⁇ bar is used when the deviation output V02 in the equation (15) is obtained. This is equivalent to replacing the time series data with the time series data of the estimated deviation output V02 bar).
  • ⁇ ( ⁇ ) ⁇ ⁇ V02 (k) + s2 ′ V02 ⁇ k ⁇ 1)
  • the sliding mode controller 27 determines the reaching law input Urch by the above equation (19).
  • the reaching law input Urch for each control cycle is calculated by the following equation (26) using the value of the switching function bar represented by the above equation (25) instead of the value of the switching function ⁇ .
  • Urch (k) ⁇ -F-a (k + d) (26)
  • the sliding mode controller 27 uses the switching function for determining the adaptive law input Uadp according to the equation (22).
  • the adaptive law input Uadp for each control cycle is calculated by the following equation (27) using the value of the switching function ⁇ bar expressed by the above equation (25) instead of the value of ⁇ .
  • Uadp (k) 'G- ⁇ (Hi ( ⁇ T)) (27)
  • the equivalent control input Ueq, the reaching rule input Urch, and the adaptive rule input are given by the above equations (24), (26), and (27).
  • the gain coefficients al, a2, and bl required for calculating the law input Uadp are basically the latest identification gain coefficients al (k) obtained by the identifier 25. Hats, a2 (k) hats, and bl (k) hats are used.
  • the sliding mode controller 27 targets the sum of the equivalent control input Ueq, the reaching law input Urch, and the adaptive law input Uadp obtained by the above equations (24), (26), and (27), respectively. It is obtained as the SLD operation input Usl to be given to the exhaust system E (see the above equation (17)).
  • the setting conditions of the coefficients si, s2, F, and G used in the equations (24), (26), and (27) are as described above.
  • This is the basic calculation for determining the SLD operation input Usl ( target deviation air-fuel ratio kcmd) to be given to the target exhaust system E by the sliding mode controller 27 in this embodiment for each control cycle. Processing (algorithm).
  • the SLD manipulating input Usl is 0 to the estimated differential output V02 bar 2 sensor 6 to the power sale by converging to "0" (result 0 2 Se Is determined so that the output V02 / OUT of the sensor 6 converges to the target value V02 / TARGET).
  • the sliding mode controller 27 in the present embodiment finally obtains the target air-fuel ratio KCMD sequentially for each control cycle
  • the SLD operation input Usl obtained as described above is determined by the LAF sensor.
  • sliding mode controller 27 finally sets the above-mentioned reference value FLAF to SLD operation input Usl obtained as described above for each control cycle as shown in the following equation (28).
  • the target air-fuel ratio KCMD is determined.
  • KCMD (k) Usi (k) + FLAF / BASE
  • the above is the basic algorithm for determining the target air-fuel ratio KCMD by the sliding mode controller 27 in the present embodiment.
  • the stability of the processing of the adaptive sliding mode control by the sliding mode controller 27 is determined, and the value of the SLD operation input Usl is limited. Will be described later. Next, the processing of the deterioration state evaluation means 13b will be described.
  • FIGS. show the new catalyst unit 3, the catalyst unit 3 with a relatively small degree of degradation, and the catalyst unit 3 with a relatively large degree of degradation, respectively, as described above.
  • the fuel injection amount is adjusted according to the target air-fuel ratio KCMD, it is obtained for each control cycle of the exhaust-side control unit 7a.
  • Time-series data V02 (k), V02 (k) of the deviation output VO2 of the 2- sensor 6 -1), that is, the sampling data of the state quantity X is indicated by stippling.
  • the value of the switching function ⁇ determined by the above equation (15) can easily take a value separated from “0” as the catalyst device 3 deteriorates, and the value of the switching function ⁇ becomes “0”.
  • the above tendency is obtained by using the estimated deviation output V02 bar obtained by the estimator 26 as a variable component and the switching function ⁇ bar 1 determined by the above equation (25) (sliding mode control in the present embodiment).
  • the switching function ⁇ bar while is to use an estimate of the differential output V02 of ⁇ 2 sensor 6, the actual deviation output V02 of the formula (1 5) switching function of ⁇ 2 sensor 6 Since it is used, it is considered that the actual deterioration state of the catalyst device 3 is better reflected.
  • the expression (15) The deterioration state of the catalyst device 3 is evaluated based on the value of the switching function ⁇ .
  • the actual switching function for sliding mode control is, as described above, the switching defined by the above equation (25) using the estimated deviation output VO2 bar obtained by the estimator 26 as a variable component. It is a function function.
  • the switching function ⁇ defined by the equation (15) is not the rinsing function for controlling the sliding mode in the present embodiment. Therefore, in the following description, the function ⁇ defined by the equation (15) is referred to as a degradation evaluation linear function ⁇ .
  • an algorithm for the deterioration state evaluation means 13 to evaluate the deterioration state of the catalyst device 3 based on the linear function ⁇ for deterioration evaluation is constructed as follows.
  • the deterioration state evaluation means 13b is configured to calculate the linear function ⁇ of the deterioration evaluation.
  • the square value 2 of the value is sequentially obtained for each control cycle.
  • the said square value shed 2 of the center value by performing filtering processing of the square values sigma 2 to the low-pass characteristics (hereinafter, reference numeral LSa 2 that is subjected to this) is determined as a deterioration evaluating parameter Isseki a.
  • the fill Yuri ing process for obtaining a deterioration evaluating parameter Isseki LS monument 2 is constituted by a sequential statistical processing algorithm is given by the following equation (2 9).
  • the deterioration evaluating parameter LSo 2 includes a for each control cycle of the exhaust-side control unit 7 a, the previous value LSa 2 of deterioration evaluating parameter Isseki LS sigma 2 (kl), said square value sequentially from the current value sigma 2 of sigma 2 (k), the following equation (3 0) Gay Nparame Isseki and BP is updated in each control cycle by the recurrence formula It is required while being updated.
  • ⁇ k) ⁇ - ⁇ ' ⁇ ⁇ 2 ⁇ ⁇ Ck ⁇ d- Bp — O (30)
  • “7? 1” and “7? 2” in equation (30) are 0 ⁇ 771 ⁇ 1 and 0 ⁇ 7? 2 ⁇ 2 are set so as to satisfy the condition.
  • various methods such as the fixed gain method, the decreasing gain method, the weighted least squares method, the least squares method, the fixed trace method, etc.
  • a specific algorithm is configured. In this embodiment, for example, 7-1 is set to a positive predetermined value smaller than “1” (0 7) 1 ⁇
  • FIG. 8 shows the deterioration evaluation parameter LSa 2 and the flow rate of the exhaust gas flowing through the catalyst device 3 (hereinafter referred to as the exhaust gas volume) in each of the deterioration states of the catalyst device 3 in FIGS. ).
  • the deterioration evaluation parameter LSa 2 is almost constant regardless of the exhaust gas volume in each deterioration state of the catalyst device 3, and the deterioration of the catalyst device 3 progresses. The value increases accordingly. Therefore, the value of the deterioration evaluation parameter LSo 2 indicates the degree of deterioration of the catalyst device 3.
  • the catalyst device 3 when the catalyst device 3 needs to be replaced or the catalyst device 3 is deteriorated to such an extent that the replacement time is near (hereinafter referred to as “deterioration progress state”), the catalyst device 3 is not so deteriorated.
  • the state of deterioration of the catalyst device 3 is identified separately from the state (hereinafter referred to as the undegraded state). In the “deterioration progress state”, the fact is notified by the deterioration alarm 29.
  • the deterioration evaluation parameter LS a 2 is equal to or greater than the threshold value CATAGELMT, the deterioration state of the catalyst device 3 is determined to be “deterioration progress state”, and the deterioration evaluation parameter LS G 2 is determined. If the above threshold value CATAGELMT is not reached, it is determined that the deteriorated state of the catalyst device 3 is “undegraded state”.
  • the algorithm described above is a basic algorithm for evaluating the deterioration state of the catalyst device 3 by the deterioration state evaluation means 13b.
  • the deterioration state evaluation means 13b also performs additional processing such as grasping the change state of the exhaust gas volume when evaluating the deterioration state of the catalyst device 3, which will be described later.
  • the global feedback control unit 15 performs feedback control so that the output KACT (detected value of the air-fuel ratio) of the LAF sensor 5 converges to the target air-fuel ratio KCMD as described above. It is what you do. At this time, if such feedback control is performed only by well-known PID control, stable controllability is secured against dynamic behavior changes such as changes in the operating state of the engine 1 and changes over time. Is difficult to do.
  • the adaptive controller 18 is a recurrence type controller that enables feedback control that compensates for the dynamic behavior change of the engine 1 as described above, and is proposed by I.D.
  • An operation amount calculation unit 31 for calculating the KSTR is configured.
  • the parameter adjustment section 30 will be described.Landau et al.'S adjustment law generally uses the polynomial of the denominator and numerator of the transfer function B (Z -1) / A (Z -1) of the discrete system to be controlled.
  • the adaptive parameter set by the parameter adjuster 30> 6 (j) (j is the number of control cycles) Is represented by a vector (transposed vector) as in equation (33).
  • the input ⁇ (j) to the parameter adjustment section 30 is expressed as in equation (34).
  • the engine 1 to be controlled by the global feedback control unit 15 has a dead time dp (a time equivalent to three combustion cycles of the engine 1) for three control cycles in the primary system.
  • dp a time equivalent to three combustion cycles of the engine 1
  • the adaptive parameters to be set are those for SO, r1, r2, r3, and b0. Five (see Fig. 9).
  • us and ys in the upper and middle equations of Equation (34) generally represent the input (operating amount) to the controlled object and the output (controlled amount) of the controlled object, respectively.
  • the input is the feedback operation amount KSTR
  • the output of the control target (engine 1) is the output KACT (detection value of the air-fuel ratio) of the LAF sensor 5
  • the input to the parameter adjustment unit 30 is the input to the parameter adjustment unit 30.
  • (] ') Is represented by the lower equation of equation (34) (see Fig. 9).
  • T T (j) [us (j) us ⁇ j— m— dp + 1), ys CD, ys (j—]
  • the adaptive parameter 0 hat is given by the following equation (38). It is calculated from:
  • ⁇ (i) ⁇ (g 1) + “(g 1) ⁇ ⁇ (j-dp)-e” (j) (38)
  • ⁇ (j) is the adaptive parameter
  • the gain matrix that determines the set speed of 0 hats (the order of this matrix is m + n + dp), and e * (j) indicate the estimation error of the adaptive parameter over 0 hats. 3 9),, (4 0).
  • r (j ⁇ . " ((i 0 ⁇ 2 ) ⁇ " ( ⁇ 1 ) ⁇ ( ⁇ dp) ⁇ ( ⁇ dp) '' ”(j— ⁇ ) ⁇
  • D ( ⁇ ) in the equation (40) is an asymptotically stable polynomial for adjusting the convergence.
  • D (Z 1) 1.
  • the adaptive parameter 0 hat (s 0, r 1, r 2, r 3, b 0) set by the parameter adjustment unit 30 and the target air space of the exhaust-side main processing unit 13
  • the manipulated variable calculator 31 calculates the feedback manipulated variable KSTR by the recurrence formula of the following equation (41).
  • the manipulated variable calculator 31 in FIG. 9 is a block diagram showing the calculation of the equation (41).
  • KSTR (j) -[KCMD (j) one SO 'KACT (j)- ⁇ 1KSTR)
  • the feedback operation amount KSTR obtained by the equation (41) is the output KACT of the LAF sensor 5 and the target air-fuel ratio KCMD.
  • the target air-fuel ratio KCMD is obtained in the state where
  • the feedback operation amount KSTR that can be used as the feedback correction coefficient KFB is obtained by dividing the feedback operation amount KSTR by the target air-fuel ratio KCMD by the division processing unit 19. .
  • the adaptive controller 18 constructed in this manner is a recurrence-type controller that takes into account the dynamic behavior change of the engine 1 to be controlled, as is apparent from the above description. It is a controller written in recurrence form to compensate for the dynamic behavior change of Engine 1. And, more specifically, it can be defined as a controller having a recursive formula-type adaptive parameter adjustment mechanism.
  • this type of recursive controller may be constructed using a so-called optimal regulation system. In this case, however, in general, a parameter adjustment mechanism is not provided and the engine is not provided. In order to compensate for the dynamic behavior change of 1, the adaptive controller 18 configured as described above is preferable.
  • the PID controller 17 provided in the global feedback control unit 15, like the general PID control, outputs the output KACT of the LAF sensor 5 and its target air-fuel ratio KCMD.
  • the output KACT of the LAF sensor 5 becomes equal to the target air-fuel ratio KCMD so that the filter can be operated.
  • the first knock operation amount KLAF is set to "1"
  • the first knock operation amount KLAF is directly used as the feedback correction coefficient KFB for correcting the fuel injection amount.
  • the gains of the proportional term, the integral term and the derivative term are determined from the engine speed NE and the intake pressure PB using a predetermined map.
  • the switching unit 20 of the global feedback control unit 15 is used for controlling the combustion of the engine 1 when the cooling water temperature of the engine 1 is low, during high-speed rotation, or when the intake pressure is low.
  • the output KACT of the LAF sensor 5 corresponding to the change may be caused by the response delay of the LAF sensor 5, etc. If the reliability is low, or if the operating condition of Engine 1 is extremely stable, such as during idle operation of Engine 1, and high gain control by adaptive controller 18 is not required, PID control
  • the feedback operation amount KLAF obtained by the unit 17 is output as the feedback correction amount KFB for correcting the fuel injection amount.
  • the feedback operation amount kstr obtained by dividing the feedback operation amount KSTR obtained by the adaptive controller 18 by the target air-fuel ratio KCMD is used to correct the fuel injection amount.
  • the adaptive controller 18 functions so as to rapidly converge the output KACT of the LAF sensor 5 to the target air-fuel ratio KCMD with high gain control, so that the combustion of the engine 1 is unstable as described above. If the output KACT of the LAF sensor 5 is unreliable or the reliability of the output KACT of the LAF sensor 5 is low, the control of the air-fuel ratio may become unstable if the feedback manipulated variable KSTR of the adaptive controller 18 is used. Because.
  • the operation of the switching unit 20 is disclosed in detail in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 8-105354 / US Pat. No. 5,558,075. Therefore, further description is omitted here.
  • Engine-side control unit 7 b is carried out as follows: the calculation of the output fuel injection quantity #nT 0U t of each cylinder in the control cycle in synchronism with the crankshaft angle period of the engine 1 (TD C).
  • the engine-side control unit 7b reads the outputs of various sensors including the LAF sensor 5 and the O 2 sensor 6 (STEP a;).
  • the output VO2 / OUT of the output KACT and 0 2 sensor 6 of the LAF sensor 5 are stored in a memory (not shown) in a time-series manner, including those obtained in their respective past.
  • the basic fuel injection amount calculation unit 8 corrects the fuel injection amount corresponding to the engine speed NE and the intake pressure PB according to the effective opening area of the throttle valve, as described above. Is required (STEP b). Further, the first correction coefficient calculating section 9 calculates a first correction coefficient KTOTAL corresponding to the cooling water temperature of the engine 1, the purge amount of the canister, and the like (STEP c).
  • the engine-side control unit 7b determines whether the operating mode of the engine 1 uses the target air-fuel ratio KCMD generated by the target air-fuel ratio calculating means 13a of the exhaust-side main processing unit 13 to determine the fuel injection amount.
  • a determination process is performed to determine whether or not the operation mode is an operation mode for performing adjustment (hereinafter, referred to as a normal operation mode), and whether or not the operation mode is the normal operation mode is a value “1” or “1”, respectively.
  • a normal operation mode an operation mode for performing adjustment
  • the operation mode is the normal operation mode is a value “1” or “1”, respectively.
  • the O 2 sensor 6 and LAF It is determined whether or not the sensor 5 is activated (STEP d-1, d-2). At this time, if either of them is not activated, it is not possible to obtain the detection data of the 2 sensor 6 or the LAF sensor 5 used for the processing of the exhaust side main arithmetic processing unit 13 with high accuracy. Therefore, the operation mode of engine 1 is not the normal operation mode, and the value of the flag f / prism / on is set to "0" (STEP d-10).
  • the ignition timing of the engine 1 is delayed in order to activate the catalyst device 3 immediately after the engine 1 starts. Whether it is controlled to the corner side (STEP d — 4), whether the throttle valve of engine 1 is almost fully open (STEP d — 5), and if fuel supply to engine 1 is stopped (fuel Is determined (STEP d-6). When any of these conditions is satisfied, it is not preferable to control the fuel supply to the engine 1 using the target air-fuel ratio KCMD generated by the exhaust-side main processing unit 13, or Can't control. Accordingly, the operation mode of the engine 1 is not the normal operation mode, and the value of the flag f / prism / on is set to “0” (STEP d—10).
  • the rotation speed NE and the intake pressure PB of the engine 1 are respectively within a predetermined range (within a normal range) (STEP d-7, d-8). At this time, if any one is not within the predetermined range, it is not preferable to control the fuel supply of the engine 1 using the target air-fuel ratio KCMD generated by the exhaust-side main processing unit 13. Therefore, the operation mode of the engine 1 is not the normal operation mode, and the value of the flag f / prism / on is set to “0” (STEP d—10).
  • the global feedback control unit 15 calculates the feedback operation amount KLAF obtained by the PID controller 17 and the feedback operation amount KSTR obtained by the adaptive controller 18 as the target air-fuel ratio KCMD.
  • the switching unit 20 selects one of the feedback operation amounts KLAF or kstr according to the operating condition of the engine 1 from the feedback operation amount kstr divided by (usually adaptive control Select the feedback operation amount kstr of the unit 1 8 side). Then, the selected feedback operation amount KLAF or kstr is changed to the feedback amount for correcting the fuel injection amount. Output as the number of lock corrections KFB.
  • a second correction coefficient KCMDM corresponding to the target air-fuel ratio KCMD determined in the above STEP f or STEP g is further calculated by the second correction coefficient calculation unit 10. (STEP j).
  • the engine-side control unit 7b adds the first correction coefficient KTOTAL, the second correction coefficient KCMDM, the feedback correction coefficient KFB, and the cylinder-specific fuel injection amount Tim to the basic fuel injection amount Tim obtained as described above.
  • the feedback correction coefficient #nKLAF By multiplying by the feedback correction coefficient #nKLAF, the output fuel injection amount #n T out for each cylinder is obtained (STEP k).
  • the output fuel injection amount #n Tout for each cylinder is corrected by the adhesion correction unit 23 in consideration of the adhesion of the fuel wall to the intake pipe of the engine 1 (STEP m), the engine 1 It is output to a fuel injector not shown (STEP n).
  • the exhaust-side control unit 7a executes a main routine process shown in a flowchart of FIG. 12 in a control cycle of a fixed cycle. I do.
  • the exhaust-side control unit 7.a first performs a determination process as to whether or not to execute the arithmetic process in the exhaust-side main arithmetic processing unit 13 described above.
  • the value of the flag f / prism / cal is "0" it means that the arithmetic processing in the exhaust-side main arithmetic processing unit 13 is not performed.
  • the value of the flag is "1”
  • the exhaust-side main arithmetic processing unit 13 is not operated. This means that the arithmetic processing in the processing unit 13 is performed.
  • the above determination processing is performed as shown in the flowchart of FIG. That is, it is determined whether or not the O 2 sensor 6 and the LAF sensor 5 are activated (STEP 1-1, 1-2). At this time, when any is not activated, since process is not performed to obtain good detection de Isseki exhaust-side main processor 1 0 using a third processing 2 sensor 6 and the LAF sensor 5 precision , Set the value of the flag f / prism / cal to “0” (STEP 1 — 6). Further, at this time, the value of the flag f / id / reset that specifies whether or not to perform initialization, which will be described later, of the setter 25 is set to "1" (STEP l — 7). Here, when the value of the flag f / id / reset is “1”, it means that the identifier 25 is initialized, and when it is “0”, it means that the initialization is not performed. I do.
  • the ignition timing of the engine 1 is determined. It is determined whether or not is controlled to the retard side (STEP 1-4). In the case one of these conditions that are formed upright, and calculate the target air-fuel ratio KCMD as to settle the output V02 / OUT of the O 2 sensor 6 to the target value V02 / TARGET, it The flag f / prism / cal is set to “0” because it is not used to control the fuel supply of Engine 1 (STEP 1-6). Further, at this time, the value of the flag f / id / reset is set to “1” in order to initialize the identifier 25 (STEP 1 — 7).
  • the exhaust-side control unit 7 a further identifies the gain coefficients al, a2, and bl by the identifier 25 (update).
  • a determination is made as to whether or not to execute the processing, and the value of a flag f / id / cal that defines whether or not the processing can be performed is set (STEP 2).
  • the value of the flag f / id / cal is “0”, it means that the identification (update) processing of the gain coefficients al, a2, and bl by the identifier 25 is not performed.
  • "1" it means that identification (update) processing is performed.
  • the throttle valve of the engine 1 is substantially fully opened and whether or not the fuel supply to the engine 1 is stopped (during fuel cut). . If any of these conditions are satisfied, the gain coefficients al, a2, and bl can be properly identified. Since it is difficult, set the value of the flag f / id / cal to “0”. If none of the above conditions are satisfied, the value of the flag f / id / cal is used to execute the identification (update) processing of the gain coefficient al. A2, bl by the identifier 25. Set to “1”.
  • the subtraction processing unit 1 1, 1 2 the output V02 / OUT of the output KACT and 0 2 sensor 6 from the LAF sensor 5 which is stored in a memory (not shown) incorporated Oite in STEP a of FIG. 1 0
  • the latest one is selected from the time series data of the above and the deviation outputs kact (k) and V02 (k) are calculated.
  • the deviation outputs kact (k) and V02 (k) are stored in a memory (not shown) in the exhaust-side control unit 7a in chronological order, including those calculated in the past.
  • the exhaust-side control unit 7a determines the value of the flag f / prism / cal set in STEP1 (STEP4).
  • the SLD operation input Usl ( The target deviation air-fuel ratio kcmd) is forcibly set to a predetermined value (STEP 13).
  • the predetermined value is, for example, a predetermined fixed value (for example, “0”) or the value of the SLD operation input Usl determined in the previous control cycle.
  • the exhaust side control unit 7a adds the reference value FLAF / BASE to the predetermined value of the SLD operation input Usl to perform the current control.
  • the target air-fuel ratio KCMD for the cycle is determined (STEP 14), and The process ends.
  • the arithmetic processing by the identifier 25 is performed as shown in the flowchart of FIG.
  • the values of the above-mentioned identification gain coefficients al hat, a2, h, and bl are set to predetermined initial values (the identification gain coefficient vector ⁇ in equation (4)).
  • each component of the matrix P (diagonal matrix) used in the above equation (9) is set to a predetermined initial value.
  • the value of the flag f / id / reset is reset to “0”.
  • the identifier 25 is calculated for each control cycle in STEP 3 described above, with the current identification gain coefficient al (kl) hat, a2 (k-1) hat, bl (kl) hat.
  • the identification error output V02 (k) (Step 5-4).
  • the identifier 25 has new identification gain coefficients al hat, a2 hat, After calculating the vector K 0 (k) to be used in determining the bl hat using Equation (9) (Step 5-5), the identification error id / e (k) (the identification error output Calculate the deviation between the V02 hat and the actual deviation output V02 (see equation (7)) (STEP 5-6).
  • the identification error ⁇ id / e (k) can be basically calculated according to the above equation (7). In the present embodiment, however, STEP 3 of FIG. From the deviation output V02 calculated for each control cycle in step 5-4 and the identification deviation output V02 calculated for each control cycle in step 5-4. ) _ VO2 (k) hat), and perform filtering with low-pass characteristics to determine the identification error id / e (k).
  • the behavior of the target exhaust system E including the catalyst device 3 generally has a low-pass characteristic, so that the gain coefficient al, a2, and bl of the target exhaust system E can be properly specified in the low frequency This is because it is preferable to emphasize the behavior of the side.
  • the identification error id / e (k) may be obtained by performing the operation of equation (7).
  • the above-mentioned filling is performed, for example, by moving average processing, which is one method of digital filling.
  • the identifier 25 uses the identification error id / e (k) determined in STEP 5-6 and the K 6) (k) calculated in STEP 5-5 to obtain the equation (8).
  • the identifier 25 calculates the identification gain coefficient al hat a2 hat
  • the processing of limiting the values of g, bl, and k (elements of the identification gain coefficient vector ⁇ ) so as to satisfy the specified conditions is performed (STEP 5-8).
  • the identifier 25 updates the matrix P (k) by the above equation (10) for the processing of the next control cycle (STEP 5-9), and then executes the processing of the main routine of FIG. Return to.
  • the process of limiting the values of the identification gain coefficient al hat, a2 notch, and bl hat is performed by combining the values of the identification gain coefficient al hat, a2 hat with a predetermined combination.
  • the processing consists of limiting the value of the coefficient bl to a predetermined range.
  • the identification gain coefficient bl (k) calculated in the above STEP 5-7 exceeds the upper limit or the lower limit of the predetermined range, the identification gain coefficient bl (k) Forcibly limit the value of a hat to its upper or lower limit.
  • the processing for limiting the identification gain coefficients al knot, a2 knot, knot, bl) knot is performed by the SLD operation input Usl (target deviation air-fuel ratio kcmd) calculated by the sliding mode controller 27, and thus the target This is to ensure the stability of the air-fuel ratio KCMD.
  • the kl) hat, a2 (kl) hat, and bl (kl) hat are the values of the identification gain coefficients after performing the limit processing of STEP 5-8 in the previous control cycle.
  • the exhaust-side control unit 7a determines the values of the gain coefficients al, a2, and bl (STEP 6 ).
  • the value of the flag f / id / cal set in STEP 2 is “1”, that is, when the identification process of the gain coefficients al, a2, and bl by the identifier 25 is performed.
  • the values of the gain coefficients al, a2, and bl are the latest identification gain coefficients al (k), a2 (k), and Set the bl (k) hat (with the restriction processing of STEP 5-8).
  • the values of the gain coefficients al, a2, and bl are set in advance. It is a predetermined value.
  • the exhaust-side control unit 7a performs a calculation process (calculation process of the estimated deviation output V02 bar) by the estimator 26 (STEP 7).
  • the estimator 26 firstly obtains the gain coefficients al, a2, and bl determined in STEP 6 (these values are basically the identification gain coefficients al, a, a2, and a2). , B 1, and b) are used in the above equation (13).
  • the coefficient values al, 2, i3 j (j-1, ..., d) to be used are calculated in accordance with the definition of the proviso of equation (12).
  • the estimator 2 6, the present control cycle previous time series data of the differential output V02 of the STEP 3 Ru is calculated in each control cycle 0 2 sensor 6 - evening V02 (k), VO2 (kl ), and
  • the time series data kact (k ′ ′) (j 0,..., Dl) before the current control cycle of the deviation output kact of the LAF sensor 5 and the target given for each control cycle from the sliding mode controller 27
  • the estimated deviation output V02 (k + d) value (the deviation after the total dead time d from the time of the current control cycle) Output V02).
  • the sliding mode controller 27 firstly outputs the time series data V02 (k + d) bar and VO2 (k + dl) bar of the estimated deviation output V02 bar obtained by the estimator 26 in STEP 7 described above.
  • the switching function defined by the equation (25) the value o (k + d) bar after the total dead time d from the current control cycle of the ⁇ bar (this is expressed by the equation (15) )), which is equivalent to the estimated value after the total dead time d of the linear function defined by).
  • the value of the switching function ⁇ bar is set within a predetermined allowable range, and the ⁇ (k + d) bar obtained as described above exceeds the upper limit or lower limit of the allowable range.
  • the value of each bar ⁇ (k + d) bar is forcibly limited to the upper limit or the lower limit. This is because when the value of the switching function ⁇ bar becomes excessive, the reaching law input Urch becomes excessive.
  • the adaptive law input Uadp suddenly changes, the stability of the convergence control of the output V02 / OUT of the second sensor 6 to the target value V02 / TARGET may be impaired.
  • the sliding mode controller 27 is obtained by multiplying the value & (k + d) bar of the above switching function ⁇ bar by the cycle ⁇ T (constant cycle) of the control cycle of the exhaust-side control unit 7a.
  • (k + d) bar ⁇ ⁇ T is cumulatively added, that is, the ⁇ (k + d) bar calculated in the current control cycle and the period ⁇ T are added to the addition result obtained in the previous control cycle.
  • the integrated value of ⁇ bar hereinafter, referred to as the calculation result of the term of ⁇ ( ⁇ bar ⁇ ⁇ ⁇ ) in the equation (27) This integrated value is represented by ⁇ bar).
  • the integrated value ⁇ bar is set to fall within a predetermined allowable range, and the integrated value ⁇ bar exceeds the upper limit value or the lower limit value of the allowable range.
  • the integrated value ⁇ bar is forcibly limited to the upper limit or the lower limit, respectively. This is because, when the integrated value ⁇ bar becomes excessive, the adaptive law input Uadp obtained by the above equation (27) becomes excessive, and the target value V02 / OUT of the output V02 / OUT of the sensor 2 to the target value V02 / TARGET is obtained. This is because the stability of the convergence control may be impaired.
  • the sliding mode controller 27 obtains the time series data VO2 (k + d) of the current value and the past value of the estimated deviation output V02 bar obtained by the estimator 26 in STEP 7 and V02 (k + dl) bar, the switching function ⁇ bar value obtained as described above, the ⁇ (k + d) bar and its integrated value ⁇ ⁇ bar, and the gain coefficients al, a2, bl (these The values are basically the latest identification gain coefficients al (k) hat, a2 (k) hat, bl (k) hat), and the above equations (24), (26) ) And (27), the equivalent control input Ueq, the reaching law input Urch, and the adaptive law input Uadp are calculated, respectively.
  • the sliding mode controller 27 adds the equivalent control input Ueq, the reaching law input Urch, and the adaptive law input Uadp to obtain the SLD operation input Usl, that is, the output V02 / OUT of the ⁇ 2 sensor 6.
  • the input amount ( target deviation air-fuel ratio kcmd) to the target exhaust system E required to converge the target value to the target value V02 / TARGET.
  • the exhaust-side control unit 7a determines the stability of the adaptive sliding mode control by the sliding mode controller 27 (more specifically, the adaptive sliding mode control). Based on ⁇ , a process is performed to determine the control state of the output V02 / OUT of the two sensors 6 (the stability of the SLD control state), and it is determined whether the SLD control state is stable. Set the value of the flag f / sld / stb represented by "1" and "0" (STEP 9).
  • the exhaust-side control unit 7a firstly calculates the deviation ⁇ between the current value ⁇ (k + d) bar of the switching function ⁇ bar calculated in STEP 8 and the previous value ⁇ (k + d-1) bar. Calculate the ⁇ bar (this corresponds to the change rate of the switching function ⁇ bar) (STEP 9-1).
  • the exhaust-side control unit 7a calculates the product of the above-mentioned deviation ⁇ bar and the current value of the switching function ⁇ bar (k + d) bar ⁇ bar ⁇ hi (k + d) bar (this is the one regarding corresponding to Lyapunov function ⁇ bar 2 second time derivative function) is equal to or less than a predetermined value determined there et beforehand ⁇ ( ⁇ 0) (STE ⁇ 9 - 2).
  • the product ⁇ ⁇ bar ⁇ ⁇ (k + d) bar (hereinafter referred to as stability determination parameter Pstb) is described as follows.
  • the value of the stability determination parameter Pstb is Pstb> 0. Is basically the value of the switching function ⁇ bar It is in the state of moving away from the force "0".
  • the state in which the value of the stability determination parameter P stb becomes P stb ⁇ 0 is basically a state in which the value of the switching function ⁇ bar is converging to the force “0”, or a state in which it is converging. It is.
  • the value of the switching function must stably converge to “0” in order to stably converge the control amount to the target value. Therefore, basically, it can be determined that the SLD control state is stable or unstable depending on whether or not the value of the stability determination parameter P stb is equal to or less than “0”.
  • the switching function ⁇ bar value contains only a small amount of noise, and the stability determination result is Have an effect.
  • the predetermined value ⁇ to be compared with the stability determination parameter P stb in S ⁇ — 9-2 is a positive value slightly larger than “0”.
  • the exhaust-side control unit 7a determines that the current value ⁇ (k + d) of the switching function ⁇ bar is It is determined whether it is within the predetermined range (STEP 9-3).
  • the state where the current value ⁇ (k + d) bar of the switching function ⁇ bar is not within the predetermined range is a state where the current value ⁇ (k + d) bar is greatly separated from “0”. Therefore, the SLD control state is considered to be unstable. For this reason, In the judgment of STEP 9-3, if the current value of the switching function ⁇ bar (k + d) is not within the predetermined range, the SLD control state is considered to be unstable, and the same as the above case Then, execute the processing of STEP 9-4 and 9-5 to start the timer and set the value of the flag f / sld / stb to “0”.
  • the value of the switching function ⁇ bar is limited to a predetermined allowable range in the above-described processing of STEP 8, so that the determination processing of S ⁇ ⁇ 9-3 may be omitted.
  • the exhaust-side control unit 7a performs the above-mentioned operation. Is counted down for a predetermined time Atm (STEP 9-6). Then, it is determined whether or not the value of the evening image tm is equal to or less than “0”, that is, whether or not the predetermined time of the initial value TM has elapsed since the start of the evening image tm (STEP). 9—7).
  • the stability of the SLD control state is determined, and If it is determined to be stable, the value of the flag f / sld / stb is set to "0". If it is determined to be stable, the value of the flag f / sld / stb is set to "1". Is done.
  • the above-described method of determining the stability of the SLD control state is an example, and it is possible to determine the stability by another method. For example, for each predetermined period longer than the control cycle, the frequency at which the value of the stability determination parameter Pstb in each predetermined period becomes larger than the predetermined value ⁇ is counted. If the frequency exceeds a predetermined value, it may be determined that the SLD control state is unstable, and if the frequency is opposite, it may be determined that the SLD control state is stable.
  • this limit processing it is determined whether the current value Usl (k) of the SLD operation input Usl calculated in STEP 8 is within a predetermined allowable range, and the current value Usl is determined to be within the allowable range.
  • the current value Usl (k) of the SLD operation input Usl is forcibly limited to the upper limit value or the lower limit value, respectively.
  • the exhaust-side control unit 7a performs a process of evaluating the deterioration state of the catalyst device 3 (details will be described later) in the deterioration-state evaluation process of the exhaust-side main processing unit 13.
  • the sliding mode controller 27 adds the reference value FLAF / BASE to the SLD operation input Usl that has undergone the limit processing in step 1 ⁇
  • the target air-fuel ratio KCMD is calculated (STEP 14), and the processing of the current control cycle ends.
  • the exhaust side control unit 7a After forcibly setting the value of the SLD operation input Usl to a predetermined value (fixed value or the previous value of the SLD operation input Usl) in the control cycle (STEP 13), the target air-fuel ratio is calculated according to the equation (28). KCMD is calculated (STEP 14), and the processing of the current control cycle ends.
  • the target air-fuel ratio KCMD finally determined in STEP 14 is stored in a memory (not shown) in a time-series manner for each control cycle.
  • the global feedback controller 15 or the like uses the target air-fuel ratio KCMD determined by the exhaust-side control unit 7a (see STEP f in FIG. 10), the time series The latest one is selected from the target air-fuel ratio KCMD that is stored and stored.
  • This evaluation process is performed by the deterioration state evaluation means 13b of the exhaust side control unit 7a as shown in the flowchart of FIG.
  • the deterioration state evaluating means 13 b firstly calculates the value of the linear function ⁇ for deterioration evaluation determined by the above equation (15) using the ⁇ 2 sensor 6 calculated by S ⁇ ⁇ 3 in FIG. Calculated from the time series data V02 (k) and VO2 (kl) of the deviation output V02 (current value of deviation output V02 and past value one control cycle before) (STEP 1 2— 1).
  • the values of the coefficients si and s2 used in this case are the same as the values of the coefficients sl and s2 that the sliding mode controller 27 uses in step 8 to obtain the value of the switching function ⁇ bar. is there.
  • the deterioration state evaluation means 13b judges the value of the flag F / DONE (STEP 12-2).
  • the flag F / DONE is a flag that indicates whether or not the evaluation of the deterioration state of the catalyst device 3 has been completed during the current operation of the engine 1 by values “1” and “0”, respectively. Yes, and its value is set to “1” in the processing of STEP 1 2-5 described later.
  • the value of the flag F / DONE is initialized to “0” when the engine 1 is started.
  • Step 1 2-3 the deterioration state evaluation means 13 b is used for the exhaust gas volume (the flow rate of the exhaust gas flowing through the exhaust pipe 2).
  • this process determines whether the exhaust gas volume is maintained in a substantially constant state (hereinafter referred to as a cruise state), and determines whether or not the cruise state is a value “1”, This is the process of setting the value of the flag F / CRS represented by “0”. In this case, in this embodiment, this processing is performed at a cycle (for example, 1 second) longer than the cycle (30 to 100 ms) of the control cycle of the exhaust-side control unit 7a. It is performed as shown in the flowchart of Fig.17.
  • the estimated value ABSV (hereinafter referred to as the estimated exhaust gas volume) of the current exhaust gas volume is calculated by the following equation (42). Calculate (STEP 1 2 _ 3 _ 1).
  • ABSV-. PB-SVPRA ( ⁇ 2)
  • the rotation in the above equation (42) is The number NE (detected value) is divided by “1500”.
  • SVPRA is a constant determined in advance according to the displacement of the engine 1 and the like.
  • the exhaust gas volume may be estimated from the fuel supply amount of the engine 1 or the intake air amount, or may be directly detected using a flow sensor.
  • the exhaust gas volume fluctuation parameter representing the fluctuation state of the exhaust gas volume is obtained.
  • One evening Ask for SVMA (STEP 1 2— 3— 2).
  • the filtering process is given by the following equation (43).
  • the fluctuation parameter overnight SVMA is calculated as a change in the estimated exhaust gas volume ABSV. It represents the rate of formation. Therefore, as the value of the exhaust gas volume fluctuation parameter SVMA is closer to “0”, it means that the estimated exhaust gas volume ABSV has a smaller change with time (the estimated exhaust gas volume ABSV is almost constant). I do.
  • Deteriorated state evaluating means 1 3 b is then obtained by squaring the value of the exhaust gas volume variation parameters taken SVMA, i.e., with a predetermined value ⁇ which predetermined squared value SVMA 2 of the fluctuation parameter SVMA (STEP 1 2 — 3— 3).
  • the predetermined value ⁇ is a positive value near “0”.
  • TMCRSJUD 0 is set to the value of TMCRSJUD in the evening
  • the fluctuation state of the exhaust gas volume is determined to be the above-mentioned crucible state, and the value of TMCRSJUD is set to 0. (STEP 1 2 — 3— 8) and change the value of the flag F / CRS Set to “1” (STEP 1 2 — 3 — 9). Then, the process returns to the routine process of FIG.
  • the processing described above is the processing of STEP 12-3 in FIG.
  • the state in which the square value SVMA2 of the exhaust gas volume fluctuation parameter SVMA is smaller than the SVMA2 by ⁇ is the initial value of the TMCRSJUD. If the cruise state is maintained for a time corresponding to X / TMCRSJST (for example, 10 to 15 seconds), the value of the flag F / CRS is set to “1”. In other cases, the value of the flag F / CRS is set to “0”, assuming that the fluctuation state of the exhaust gas volume is not the closed state.
  • the deteriorated state evaluating means 1 3 b carries out the processing of calculating the deterioration evaluating parameter Isseki LSa 2 (STEP 1 2 - 4 ).
  • This process is performed as shown in the flowchart of FIG. 18. That is, the deterioration state evaluation means 13 b determines whether or not a predetermined condition for calculating the deterioration evaluation parameter LSa 2 is satisfied. (STEP 1 2 — 4— 1).
  • the conditions to be determined here are the above STEP 1 2 —
  • the cruising state i.e. a state where the exhaust gas Boriyumu is maintained substantially constant, not performed the calculation of the deterioration evaluating parameter LS o 2 for the following reason. That is, in the cruise state, the output V02 / 0UT of the ⁇ 2 sensor 6 is easily maintained stably at the target value V02 / TARGET, so that the value of the deterioration evaluation linear function ⁇ Even in the advanced state, the change is unlikely to occur. For this reason, in the cruise state, the value of the deterioration evaluation linear function ⁇ is unlikely to tend to correspond to the deterioration state of the catalyst device 3 as described with reference to FIGS. Therefore, in this embodiment, in the cruise state, and is not performed in the calculation of the deterioration evaluating parameter Isseki LS a 2.
  • condition judgment of STEP 12-4-1 in addition to the value of the flag F / CRS and the flag f / prism / on, for example, whether the vehicle speed of the vehicle equipped with the engine 1 is within a predetermined range Conditions, such as whether or not a certain amount of time has elapsed since the start of the engine 1 and whether or not the catalyst device 3 is activated, is also determined. If these conditions are not satisfied, Immediately returns to the routine processing of FIG. 16 without performing the processing for calculating the parameter LSa 2 for deterioration evaluation, assuming that the deterioration evaluation condition is not satisfied.
  • the deterioration state evaluation method 1 3 b Calculates the squared value ⁇ 2 of the value of the linear function ⁇ for deterioration evaluation obtained for each control cycle of the exhaust-side control unit 7 a in STEP 12-1 of FIG. 16 (S ⁇ ⁇ 1 2 — 4— 2).
  • the deterioration state evaluation means 13 b is used to determine the catalyst based on the parameter LSa 2 for deterioration evaluation.
  • the deterioration state of the device 3 is evaluated (STEP 12-5). This process is performed as shown in the flowchart of FIG.
  • the deterioration state evaluation means 13b determines whether the current value BP (k) of the gain parameter overnight BP is substantially equal to the previous value BP (kl) (whether the gain parameter overnight BP has substantially converged). and determination of the counter whether or not the value of CB1P becomes equal to or larger than a predetermined value CB1CAT (number is a predetermined value of the deterioration evaluating parameter Isseki LS monument 2 look deterioration evaluating value of the linear function ⁇ used in order CB1CAT (STEP 1 2—5—1, 1 2—5—2).
  • the battery of the vehicle (not shown) is once removed before the engine 1 is started, or when the engine 1 is started for the first time, such as when the engine 1 is started for the first time, the deterioration during the previous operation when the engine 1 is started is performed. If the data of the evaluation parameter overnight LSo 2 and the gain parameter overnight BP are not retained (when their values are initialized to “0”), the previous step 1 2 — 5—2
  • the predetermined value to be compared with the value of the counter CB1P is set to a value larger than the case where the above parameters LSo 2 and BP are held.
  • the deterioration evaluation parameters obtained in STEP 1 2—4 in the current control cycle are LSo 2, since become represents the central value of the square values shed second value of the deterioration evaluating linear function Monument, compared with a predetermined threshold value CATAGELMT showing deterioration evaluating parameter LSFf 2 in FIG. 8 Yes (STEP 1 2-5-3).
  • the deterioration state of the catalyst device 3 is the above-mentioned “deterioration progressing state” (the state in which the catalyst device 3 needs to be replaced or the catalyst device 3 has deteriorated to the extent that the replacement time is near. ), And notifies the deterioration alarm 29 to that effect (STEP 12-5). Then, the value of the flag F / D0NE, which is represented by a value “1” and “0”, respectively, indicating whether the evaluation of the deterioration state of the catalyst device 3 during the operation of the engine 1 has been completed, is set to “1”. After the setting (STEP 1 2 — 5— 5), the processing of STEP 1 2-5 ends.
  • the deterioration state of the catalyst device 3 is the above-mentioned "non-deteriorated state". Without performing the steps described in STEP 1 2—5—5. Set the value of F / DONE to “1” and end the processing of STEP 1 2 — 5.
  • the processing described above is the processing performed by the deterioration state evaluation means 13b in STEP 12 of FIG.
  • the target air-fuel ratio of the engine 1 (the target value of the air-fuel ratio of the exhaust gas entering the catalyst device 3) is sequentially determined using the processing of the adaptive sliding mode control so as to make V02 / TARGET converge (settle). Further, by adjusting the fuel injection amount of the engine 1 so that the output KACT of the LAF sensor 5 converges to the target air-fuel ratio KCMD, the air-fuel ratio of the engine 1 is feedback-controlled to the target air-fuel ratio KCMD.
  • the deteriorated state evaluating means 1 3 b of the exhaust-side starring calculation processing unit 1 3, 0 2 deterioration voted time series data of the differential output V02 of the sensor 6 Linear function ⁇ is obtained sequentially. It is found in the square value sigma 2 of the center value of the deterioration evaluating linear function sigma the deterioration evaluating parameter Isseki LS o 2 as (least squares central value in the present embodiment), sequential statistical processing algorithm of (the embodiment In the embodiment, the weighted least squares algorithm is used. Then, by comparing the threshold CATAGELMT that defines troduction or roughness of the deterioration evaluating parameter Isseki LS a 2, to evaluate the deteriorated state of the catalytic converter 3.
  • LS CT 2 in a cruise state in which the exhaust gas volume is maintained substantially constant, that is, in a situation in which the fluctuation of the exhaust gas volume is small and the value of the linear function for deterioration evaluation hardly changes, LS CT 2 is not calculated. Then, in circumstances other than this situation, it calculates the deterioration evaluating parameter Isseki LS a 2, evaluating the deterioration state of the catalytic converter 3. For this reason, the reliability of the deterioration evaluation parameter LSa 2 as a parameter representing the deterioration state of the catalyst device 3 is increased, and the deterioration state of the catalyst device 3 can be accurately evaluated.
  • the estimated differential output V02 bar ⁇ 2 sensor 6 estimator 2 6 seek to converge to "0", as a result of their 0 2 Se
  • the target air-fuel ratio KCMD is calculated so that the output V02 / OUT of the sensor 6 converges to the target value V02 / TARGET.
  • Dead time dl and the object exhaust system E by this, to compensate for the effect of the dead time d2 of the air-fuel ratio manipulating system consisting of the engine 1 and the engine-side control unit 7 b, the output of ⁇ 2 sensor 6 V02 / OUT
  • the stability of convergence control to the target value V02 / TARGET can be improved.
  • the values of the gain coefficients al, a2, and bl which are parameters of the exhaust system model used by the sliding mode controller 27 and the estimator 26 in the processing, are sequentially identified by the identifier 25,
  • the influence of the change in the behavior state of the target exhaust system E on the convergence control to the target value V02 / TARGET of the output VO2 / OUT of the # 2 sensor 6 can be minimized.
  • 0 2 Se the output V02 / convergence control of OUT to the eye target value V02 / TARGET of emissions for 6 can be stable and well carried out. Therefore, according to the device of the present embodiment, it is possible to reliably and satisfactorily evaluate the deterioration state of the catalyst device 3 while ensuring the required purification performance of the catalyst device 3.
  • the least square center value of the square value ⁇ 2 of the deterioration evaluation linear function ⁇ 2 is set to the parameter LS o 2 for deterioration evaluation.
  • the minimum absolute value of the linear function ⁇ The square center value may be obtained as a parameter for deterioration evaluation.
  • the absolute value of the linear function ⁇ is obtained instead of the squared value ⁇ 2 of the linear function ⁇ 2 for deterioration evaluation in STEP 12-4 of FIG. 16 and ( ⁇ ) in the equation (29) is obtained.
  • the square value ⁇ 2 of the linear function for deterioration evaluation ⁇ or the least square center value of the absolute value is used as a parameter for deterioration evaluation.
  • the variance of the value of the linear function ⁇ for deterioration evaluation (more precisely, the variance with respect to “0”, the average value of the squared value ⁇ 2 of the value of the linear function ⁇ for deterioration evaluation), and the standard deviation (the variance of the variance) Square root) may be obtained as a parameter for deterioration evaluation.
  • the linear function ⁇ is a deterioration evaluating, but determined by the formula for the two time series de Isseki variable component of the differential output V02 of ⁇ 2 sensor 6 (1 5), further
  • a linear function for deterioration evaluation may be defined by a linear function using the time series data of many deviation outputs VO2 as variable components.
  • the switching function for sliding mode control can be defined by a linear function in which the time series data of the deviation output VO2 included in the linear function for deterioration evaluation is replaced with the time series data of the estimated deviation output V02 bar. It is suitable.
  • deterioration evaluating linear function for example differential output of the formula (1 5) V02 (k) , V02 (k- 1) a ⁇ 2 output V02 / OUT of the sensor 6 (k), V02 / OUT (k- 1 It may be determined by the formula that is replaced with).
  • the central value of the value of the linear function for deterioration evaluation is basically “(sl + s2) ⁇ VO2 / TARGET”.
  • the center value (sl + s2) such as the square value of the deviation between the center value (sl + s2) and V02 / TARGET and the value of the linear function for deterioration evaluation or the least square center value of the absolute value.
  • the deterioration state of the catalyst device 3 can be evaluated in the same manner as in the first embodiment. Can be.
  • Is used Raniwa for example the formula (2 5) of the switching function ⁇ bar, i.e., the 0 2 deterioration evaluating linear function of estimated differential output VO2 linear function to the series data and variable components when the bars of the sensor 6 You may.
  • the actual deviation output V02 of the two- sensor 6 is larger than the estimated deviation output V02, which is an estimated value of the deviation output V02 of the second sensor 6 after the total dead time d, which is an estimated value after the total dead time d.
  • the use of the degradation evaluation linear function ⁇ of the equation (15) in which is a variable component allows the actual state of the catalytic converter 3 to be better reflected in the linear function ⁇ . Is considered preferable.
  • the square value ⁇ 2 of the linear function for deterioration evaluation is used to evaluate the deterioration state of the catalyst device 3.
  • the linear function ⁇ 2 The degradation state of the catalyst device 3 is determined by using the product of the value of ⁇ and the rate of change (this is the stability determination parameter P stb used in STEP 9 above to determine the stability of the SLD control state). It is also possible to evaluate. In this case as well, for example, if the variance of the product (more generally, the value indicating the degree of variation in the value of the product) is obtained as a parameter for deterioration evaluation, the catalyst device is determined based on the value of the parameter for deterioration evaluation. It is possible to evaluate the deterioration state of 3.
  • the deterioration state of the catalyst device 3 is evaluated by dividing the deterioration state into the “deterioration progress state” and the “non-deterioration state”. if much to be al the threshold value to be compared with the LS a 2, it is also possible to evaluate fractionated into many deterioration degree to be al the deteriorated state of the catalytic converter 3. Then, it is also possible to give different notifications according to the degree of deterioration of each.
  • the algorithm of the sliding mode control is constructed based on the exhaust system model represented by the discrete time system. However, based on the model representing the target exhaust system E by the continuous time system. It may be constructed. At this time, switching function for Suraidi ring mode control may be a representation of example ⁇ 2 differential output V02 of the sensor 6 and the linear function to the change rate and a variable component.
  • the processing of the adaptive sliding mode control is used to calculate the target air-fuel ratio KCMD.
  • the processing of the sliding mode control without using the adaptive law (adaptive algorithm) is used. Is also good.
  • the target air-fuel ratio KCMD may be obtained by an equation obtained by removing the term of the adaptive law input Uadp from the equation (28).
  • the estimator 26 uses the following equation (44) in which “kcmd” and “d” in the above equation (12) are replaced with “kact” and “dl”, respectively, and As in the embodiment, the estimated value V02 (k + dl) of the deviation output V02 of the ⁇ 2 sensor 6 after the dead time dl is sequentially obtained for each control cycle.
  • V02 (k + d1) a1V02 (k) + ⁇ ⁇ V02 (k ⁇ 1) + ⁇ ⁇ kactfk-j) (44)
  • the sliding mode controller 27 obtains the equivalent control input Usl and the reaching law input Urch by the equations in which “d” is replaced by “dl” in the equations (24) to (27). Then, the adaptive law input Uadp is obtained for each control cycle, and by adding them, the target deviation air-fuel ratio kcmd is obtained. In this way, the target air-fuel ratio KCMD that compensates for the effect of the dead time dl of the target exhaust system E can be obtained.
  • the processing of the identifier 25, the degradation state evaluation means 13b, and the engine-side control unit 7b may be the same as that of the first embodiment.
  • the estimator 26 may be omitted.
  • the identifier 25 is provided.
  • the gain coefficients al, a2, and bl of the exhaust system model may be set to predetermined fixed values, The values of the gain coefficients al, a2, and bl may be appropriately set using a map or the like based on the rotation speed of the engine 1, the intake pressure, and the like.
  • the first embodiment uses the exhaust gas sensor and to 0 2 sensor 6 downstream of the catalytic converter 3, exhaust gas sensor, in order to ensure the required exhaust gas purifying capability of the catalytic converter 3 is controlled
  • Other sensors may be used as long as they can detect the concentration of a specific component of the exhaust gas downstream of the catalytic device to be performed.
  • Nyu_ ⁇ chi sensor if if that controls the catalytic converter downstream of the carbon monoxide in the exhaust gas (CO) is controlled C_ ⁇ sensor, nitrogen oxides (New Omicron chi), hydrocarbons ( HC) is controlled using an HC sensor.
  • the purification performance of the catalyst device is maximized, regardless of whether the concentration of any of the above gas components is detected. Further, when a reduction catalyst device or an oxidation catalyst device is used, the purification performance can be improved by directly detecting the gas component to be purified.
  • 0 is output V02 / OUT 2 sensor 6 using the processing of the scan Raidi Ngumo de control as a feedback control technique for converging to the target value V02 / TARGET, other feedback control hand It is also possible to evaluate the deterioration state of the catalyst device 3 while controlling the output V02 / OUT of the second sensor 6 to the target value V02 / TARGET by the processing of the method.
  • an embodiment in this case will be described as a second embodiment with reference to FIGS.
  • the present embodiment is different from the first embodiment only in the functional configuration and processing of the exhaust-side control unit 7a, and thus the same components and the same components as those in the first embodiment. Detailed description of the processing part is omitted by using the same drawings and reference numerals as in the first embodiment.
  • FIG. 20 is a functional configuration of the exhaust-side control unit 7a in the present embodiment.
  • the exhaust-side control unit 7 a in the present embodiment the same as in the first embodiment, the output of the downstream side of ⁇ 2 sensor 6 of the catalytic converter 3 (see FIG. 1) V02 /
  • a process for sequentially generating a target air-fuel ratio KCMD (a target value of the air-fuel ratio detected by the LAF sensor 5) so that OUT converges to the target value V02 / TARGET, and a process for evaluating the deterioration state of the catalyst device 3. are performed in a predetermined control cycle.
  • the control cycle of the exhaust-side control unit 7a is a control cycle having a constant cycle, as in the first embodiment.
  • Degradation state evaluation means 13b for controlling the operation of the heater 29 is provided in the same manner as in the first embodiment, while the PID control, which is one method of feedback control, is obtained from the data of the deviation output VO2.
  • the target air-fuel ratio calculating means 30 for sequentially calculating the target air-fuel ratio KCMD using the process of (proportional Z-integral differential control) is provided as the air-fuel ratio manipulated variable determining means.
  • the processing contents of the subtraction processing unit 12 and the deterioration state evaluation means 13b are the same as those of the first embodiment.
  • the values of the coefficients si and s2 of the deterioration evaluation linear function ⁇ (see STEP 12-1 in FIG. 16) required in the processing of the deterioration state evaluation means 13b are, for example, The values may be the same as those used in the first embodiment.
  • the target air-fuel ratio calculating means 30 controls the air-fuel ratio of the engine 1 in accordance with the target air-fuel ratio KCMD calculated as described later
  • the value of the deterioration evaluation linear function ⁇ However, the tendency shown in FIGS. 5 to 7 above is remarkable for the deteriorated state of the catalyst device 3.
  • the values of the coefficients sl and s2, which occur in the above, may be set through experiments and the like.
  • the target air-fuel ratio calculating means 3 sequentially using ⁇ 2 process PID control the air-fuel ratio manipulated variable Upid the differential output V02 is required to converge to "0" of the sensor 6 (the details will be described later)
  • the PID controller 31 generates the air-fuel ratio manipulated variable U pid and a predetermined air-fuel ratio reference value KBS to calculate a target air-fuel ratio KCMD.
  • the air-fuel ratio reference value KBS to be added to the air-fuel ratio manipulated variable Upid is the central air-fuel ratio of the target air-fuel ratio KCMD, and corresponds to the reference value FLAF / BASE in the first embodiment.
  • the air-fuel ratio reference value KBS is a value in the vicinity of the stoichiometric air-fuel ratio appropriately determined from the detected values of the rotation speed NE of the engine 1 and the intake pressure PB using a preset map. It is.
  • the configuration other than the exhaust-side control unit 7a described above (the functional configuration of the engine-side control unit 7b and the configuration of the exhaust system of the engine 1) is exactly the same as that of the first embodiment.
  • the processing of the engine-side control unit 7b is the same as that of the first embodiment, and the processing (the fuel injection amount of engine 1) shown in the flowcharts of FIGS. 10 and 11 is used.
  • the adjustment process is sequentially executed by the engine-side control unit 7b in a control cycle synchronized with TDC (crank angle cycle).
  • the engine-side control unit 7b reads in step f in Fig. 10
  • the target air-fuel ratio KCMD is the latest target air-fuel ratio KCMD calculated as described later by the target air-fuel ratio calculating means 30 of the exhaust-side control unit 7a.
  • the exhaust-side control unit 7 In a the main routine processing shown in FIG. 21 is executed in a certain control cycle in parallel with the processing of the engine-side control unit 7b.
  • the exhaust-side control unit 7a determines the air-fuel ratio reference value KBS from the current rotational speed NE of the engine 1 and the intake pressure PB using a map (STEP 21).
  • the subtraction processing unit 1 select the latest from the time-series data of the output V02 / OUT of FIG 1 0 is write or and stored in a memory (not shown) taken at STEP a 0 2 sensor 6 To calculate the deviation output V02 (k).
  • the deviation output V02 (k), including the one calculated in the past (specifically, the deviation output V02 (k-1) calculated in the previous control cycle) is stored and held in a memory (not shown).
  • the exhaust-side control unit 7a executes the processing of the target air-fuel ratio calculating means 30 in STEPS 24 to 27.
  • PID controller 3 1 of the target air-fuel ratio calculating means 3 0 is first ⁇ 2 proportional term relating to the differential output V02 of the sensor 6 in the processing of the PID control to converge to "0", the integral term, and
  • the values of the gain coefficients KVP, KVI, KVD of the differential terms are determined from the current rotational speed NE of the engine 1 and the intake pressure PB using a predetermined map (STEP 24).
  • PID controller 3 1 is provided with a current value of the differential output VO2 of the O 2 sensor 6 determined by the STEP 2 3 V02 (k) and preceding value V02 (k-1), the latest determined in STEP 2 4
  • the current values VREFP (k) and VREFI of the proportional, integral, and derivative terms, respectively are calculated. (k) and VREFD (k).
  • the air-fuel ratio operation is performed.
  • the basic manipulated variable VREF on which the quantity Usl is based is found (STEP 25).
  • VREFP (k) V02 (k) KVP (45)
  • VREFI (k) VREFI (k-1) + V02 (k) ⁇ KVI (46)
  • VREFD (k) (V02 (k) — 02 (k— 1)) * KVD (47)
  • the PID controller 31 performs a limit process on the basic manipulated variable VREF (STEP 26). In this limit process, if the basic manipulated variable VREF obtained in STEP 25 exceeds a predetermined upper limit or lower limit, the value of the basic manipulated variable VREF is forcibly increased, respectively. Set the limit or lower limit.
  • the PID controller 31 outputs the basic manipulated variable that has been subjected to the above-described limit processing.
  • VREF for example, an air-fuel ratio operation amount Upid is obtained using a predetermined data table as shown in FIG. 22 (STEP 27).
  • the data table of FIG. 22 basically determines that the larger the basic manipulated variable VREF, the greater the air-fuel ratio manipulated variable Upid.
  • the 0 2 sensor 6 value of the output V02 / OUT targets value V02 / TARGET basic manipulated variable VREF obtained by the PID controller 3 1 in a state such as that substantially converged in the vicinity of the In the range (the range denoted by reference numeral S in FIG. 22), the change in the air-fuel ratio manipulated variable Upid with respect to the change in the basic manipulated variable VREF is small, and the air-fuel ratio manipulated variable Upid is maintained at a value near “0”.
  • the target air-fuel ratio calculating means 30 After calculating the air-fuel ratio manipulated variable Upid in this way, the target air-fuel ratio calculating means 30 then adds the air-fuel ratio manipulated variable Upid to the air-fuel ratio determined in STEP 21 by the addition processing section 32.
  • the target air-fuel ratio KCMD (k) in the current control cycle is obtained by adding the reference value KBS (STEP 28).
  • the target air-fuel ratio KCMD obtained in this manner is stored in a memory (not shown) in time series in each control cycle of the exhaust-side control unit 7a.
  • the target air-fuel ratio KCMD is read by the engine-side control unit 7b in STEP f of FIG. 10, the latest one is selected from the target air-fuel ratio KCMD stored and held as described above. You.
  • the exhaust-side control unit 7a is deactivated by the deterioration state evaluation means 13b.
  • a process for evaluating the deterioration state of the catalytic converter 3 is executed (STEP 29), and the process of the current control cycle is ended.
  • the processing executed by the deterioration state evaluating means 13b is exactly the same as that of the first embodiment. That is the degradation state evaluating means 1 3 b is time-series data V02 for the differential output V02 of the O 2 sensor 6 obtained in each control cycle in the STEP 2 3 (k), using said V02 (k-1)
  • the processing of the flowcharts in FIGS. 16 to 19 is executed as described above. With this, it is evaluated whether the catalyst device 3 is in the “deterioration progressing state” or the “non-deterioration state”. You.
  • the engine is configured so that the output V02 / OUT of the O 2 sensor 6 downstream of the catalyst device 3 converges to the target value VO2 / TARGET. While operating the air-fuel ratio of 1, the deterioration state of the catalyst device 3 is evaluated. Therefore, it is possible to evaluate the deterioration state of the catalyst device 3 while securing appropriate purification performance of the catalyst device 3.
  • the correlation with the deterioration state of the catalyst device 3 is the same as in the first embodiment. it is high and can be appropriately evaluate the deteriorated state of the catalytic converter 3 based on a high degradation of reliability evaluation parameter Isseki LS o 2.
  • the exhaust-side control unit 7a performs processing using a control cycle with a fixed period. However, similar to the engine-side control unit 7b, processing is performed in synchronization with TDC. Alternatively, the processing may be performed in a control cycle having a cycle of a predetermined number (multiple times) of 1 TDC.
  • this embodiment also describes the first embodiment. Various modifications similar to the modifications described above are also possible. Industrial applicability
  • the present invention can automatically and appropriately evaluate the deterioration state of a catalyst device such as a three-way catalyst provided in an exhaust system of an internal combustion engine mounted on an automobile, a hybrid vehicle, and the like. It can be used effectively when notifying the evaluation results.
  • a catalyst device such as a three-way catalyst provided in an exhaust system of an internal combustion engine mounted on an automobile, a hybrid vehicle, and the like. It can be used effectively when notifying the evaluation results.

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Description

明 細 書 内燃機関の空燃比制御装置 技術分野
本発明は、 内燃機関の空燃比制御装置に関し、 より詳しくは排ガス浄 化用の触媒装置の劣化状態を評価することができる空燃比制御装置に関 する。 背景技術
内燃機関の排気通路に備えた排ガス浄化用の触媒装置の劣化状態を判 別する手法としては、 例えば特許公報第 2 5 2 6 6 4 0号や、 特開平 7 一 1 9 0 3 3号公報に見られる技術が従来より知られている。
これらの技術は、 内燃機関で燃焼させる混合気の空燃比をリーン側か らリ ッチ側、 あるいはリ ッチ側からリーン側に変化させたとき、 触媒装 置の上流側及び下流側にそれぞれ設けた酸素濃度センサの出力が反転す ることを利用したものである。 より詳しくは、 これらの技術では、 内燃 機関の特定の運転条件下で （特許公報第 2 5 2 6 6 4 0号のものでは内 燃機関の出力増量時や燃料カッ ト時、 特開平 7 — 1 9 0 3 3号公報のも のでは、 内燃機関の負荷や回転数が所定範囲内にあること等の所定条件 が満たされた場合）、 空燃比を積極的にリーン側からリ ッチ側、 あるい はリ ッチ側からリーン側に変化させる。 そして、 このとき、 上流側の酸 素濃度センサの出力が反転してから下流側の酸素濃度センサの出力が反 転するまでの時間や、 下流側の酸素濃度センサの反転周期等を計測し、 それらの計測値に基づき触媒装置の劣化状態を評価する。
尚、 これらの技術では、 内燃機関の通常的な運転状態 （触媒装置の劣 化状態の評価を行わない運転状態） では、 内燃機関の空燃比が理論空燃 比近傍に保たれるように前記酸素濃度センサの出力の反転に応じて空燃 比をフィー ドバック制御し、 これにより、 触媒装置の適正な浄化性能を 確保するようにしている。
しかしながら、 上記のような触媒装置の劣化状態の評価手法では、 触 媒装置の劣化状態を評価するために空燃比を積極的にリーン側から リ ッ チ側、 あるいはリ ッチ側からリーン側に変化させなければならない。 こ のため、 触媒-装置の適正な浄化性能を確保するように内燃機関の空燃比 をフィードバック制御している状態では、 触媒装置の劣化状態を評価す ることができない。 従って、 その評価の際には、 触媒装置の適正な浄化 性能を確保することが困難であるという不都合があった。
尚、 本願出願人は、 触媒装置の下流側に排ガス中の特定成分の濃度、 例えば酸素濃度を検出する排ガスセンサを設けると共に、 この排ガスセ ンサの出力を所定の目標値に収束させるように内燃機関で燃焼させる混 合気の空燃比を操作することによって触媒装置の最適な浄化性能を確保 する技術を先に提案している （例えば特開平 9 一 3 2 4 6 8 1号公報、 特開平 1 1 — 1 5 3 0 5 1号公報あるいは米国特許第 5 8 5 2 9 3 0号、 米国特許出願 0 9 / 1 5 3 3 0 0等）。
この技術では、 前記排ガスせンサの出力 （酸素濃度の検出値） を所定 の目標値 （一定値） に収束させるように、 スライディ ングモード制御を 用いて触媒装置に進入する排ガスの空燃比 （詳しくは該排ガスの酸素濃 度から把握される空燃比） の目標値 （目標空燃比） を逐次算出する。 そ して、 その目標空燃比に応じて内燃機関で燃焼させる混合気の空燃比を 操作することによって、 触媒装置の最適な浄化性能を確保するものであ る。
かかる技術では、 上記のような空燃比制御によって、 触媒装置の最適 な浄化性能を安定して確保することができるため、 その空燃比制御を斤 いつつ、 触媒装置の劣化状態を評価できることが望まれる。
本発明はかかる背景に鑑み、 内燃機関の排気通路に備えた触媒装置の 所要の浄化性能を確保しつつ、 該触媒装置の劣化状態を適正に評価する ことができる内燃機関の空燃比制御装置を提供することを目的とする。 発明の開示
本発明の内燃機関の空燃比制御装置は、 かかる目的を達成するために 内燃機関の排気通路に設けた触媒装置の下流側に該触媒装置を通過した 前記内燃機関の排ガス中の特定成分の濃度を検出すべく配置された排ガ スセンサと、 該排ガスセンサの出力を所定の目標値に収束させるように 前記触媒装置に進入する排ガスの空燃比を規定する操作量を逐次生成す る空燃比操作量生成手段と、 該操作量に応じて前記内燃機関で燃焼させ る混合気の空燃比を操作する空燃比操作手段とを備えた内燃機関の空燃 比制御装置において、 前記空燃比操作手段による前記混合気の空燃比の 操作中に、 前記排ガスセンサの出力の時系列データから該時系列データ を変数成分として表した所定の劣化評価用線形関数の値を逐次求め、 そ の求めた劣化評価用線形関数の値に基づき前記触媒装置の劣化状態を評 価する劣化状態評価手段を備えたことを特徴とするものである。
すなわち、 本願発明者等の知見によれば、 前記触媒装置の下流側の排 ガスセンサの出力を所定の目標値に収束させるように触媒装置に進入す る排ガスの空燃比を規定する操作量 （例えば該空燃比の目標値） を逐次 生成し、 その操作量に応じて前記混合気の空燃比を操作している状態、 すなわち、 排ガスセンサの出力の前記目標値への収束制御を行っている 状態において、 前記排ガスセンサの出力の時系列データから、 その時系 列データを変数成分とする、 ある適当な所定の線形関数 （排ガスセンサ の出力の時系列デ一夕の線形結合の形に表現されるような関数） の値を 求めたとき、 その線形関数の値は、 触媒装置の劣化の進行度合いとの間 に特徴的な相関性を呈する傾向がある。
例えば、 触媒装置がほぼ新品状態であるときには、 前記線形関数の値 は、 ある所定値の近傍に集積する傾向がある。 そして、 触媒装置の劣化 が進行していく と、 前記線形関数の値は、 上記所定値から離間した値を 採り易くなる傾向がある。 つまり、 触媒装置の劣化の進行に伴い該線形 関数の値のばらつき度合いが大きくなる。
そこで、 本発明では、 前記劣化状態評価手段は、 上記の線形関数を劣 化評価用線形関数とし、 この劣化評価用線形関数の値を前記排ガスセン サの出力の時系列データから逐次求める。 そして、 この劣化評価用線形 関数の値に基づいて、 触媒装置の劣化状態を評価する。
かかる本発明によれば、 触媒装置の劣化状態を評価する基礎となる前 記劣化評価用線形関数の値は、 排ガスセンサの出力を所定の目標値に収 束させるように前記空燃比操作量生成手段が生成する操作量に応じて、 前記空燃比操作手段が前記混合気の空燃比を操作している状態で、 排ガ スセンサの出力の時系列データから求められるものである。 つまり、 前 記劣化評価用線形関数の値は、 前記触媒装置の所要の浄化性能を確保す るように空燃比を操作している状態で得られる。
このため、 該劣化評価用線形関数の値に基づく触媒装置の劣化状態の 評価を行う ことによって、 その劣化状態の評価 ·を、 触媒装置の所要の浄 化性能を確保しながら行う ことができる。
かかる本発明では、 前記劣化評価用線形関数の値の前述のような触媒 装置の劣化の進行度合いに応じた傾向は、 本願発明者等の知見によれば 前記空燃比操作量生成手段による前記操作量の生成を例えばフィ一ドバ ック制御の一手法であるスライディ ングモー ド制御を用いて行った場合 に、 好適に顕著なものとなりやすい。 そして、 このように空燃比操作量 生成手段が、 スライディ ングモー ド制御のを用いて前記操作量を生成す る手段である場合には、 特に、 触媒装置の劣化状態との相関性が高い劣 化評価用線形関数は該スライディ ングモード制御に用いる切換関数に密 接に関連している。 従って、 該切換関数に応じて定まる線形関数を劣化 評価用線形関数とすることが好適である。
この場合、 より具体的には、 前記空燃比操作量生成手段が用いるスラ イデイ ングモード制御は、 例えば前記排ガスセンサの出力と前記目標値 との偏差の時系列データを変数成分として表した線形関数を前記切換関 数として用いる。 そして、 このような切換関数をスライディ ングモード 制御に用いる場合には、 前記劣化評価用線形関数は、 その変数成分に係 る係数値を前記切換関数の変数成分に係る係数値と同一とした線形関数 とすることが好適である。 尚、 この線形関数は、 スライディ ングモード 制御用の前記切換関数そのものであってもよい。
このようにスライディ ングモー ド制御用の切換関数に応じて定まる線 形関数を前記劣化評価用線形関数とすることで、 該劣化評価用線形関数 の値と触媒装置の劣化状態との相関性が顕著なものとなり、 該劣化評価 用線形関数の値に基づく触媒装置の劣化状態の評価を適正に行う ことが できる。
尚、 前記操作量を、 P I D制御 （比例 · 積分 · 微分制御） 等、 他のフ ィ一ドバック制御手法の処理によって生成する場合であっても、 例えば 前記スライディ ングモー ド制御用の切換関数と同様の形態の線形関数を 劣化評価用線形関数として定めれば、 その劣化評価用線形関数の値と触 媒装置の劣化状態との間に前述のような傾向の相関性をもたせることが 可能である。
本発明では、 前記劣化状態評価手段は、 前記劣化評価用線形関数の値 の時系列データのばらつき度合いを表すデータを劣化評価用パラメ一夕 として、 該劣化評価用パラメ一夕を前記劣化評価用線形関数の値の時系 列データから求め、 その求めた劣化評価用パラメ一夕の値に基づき前記 触媒装置の劣化状態を評価することが好ましい。
すなわち前述のように触媒装置の劣化の進行に伴い、 前記劣化評価用 線形関数の値がある所定値から離間した値を採りやすくなつて、 該劣化 評価用線形関数の値のばらつき度合いが大きくなる。 そこで、 本発明で は、 そのばらつき度合いを表すデータを劣化評価用パラメ一夕とし、 こ れを前記劣化評価用線形関数の値の時系列データから求める。 このよう な劣化評価用パラメータを求めたとき、 該劣化評価用パラメ一夕の値は, 触媒装置の劣化状態との相関関係が明確になり、 該劣化評価用パラメ一 夕の値に基づいて触媒装置の劣化状態の評価をより適正に行う ことが可 能となる。
この場合、 前記劣化評価用パラメ一夕は、 例えば劣化評価用線形関数 の値と所定値との偏差の二乗値ゃ該偏差の絶対値等であってもよいが、 好ましくは、 前記劣化状態評価手段は、 前記劣化評価用線形関数の値の 時系列データの各データ値と該劣化評価用線形関数の値の中心値として あらかじめ定めた所定値との偏差の二乗値又は絶対値にローパス特性の フィル夕リ ング処理を施すことにより前記劣化評価用パラメ一夕を求め る。
このように前記偏差の二乗値又は絶対値に口一パス特性のフィル夕リ ング処理を施して劣化評価用パラメ一夕を求めたとき、 その劣化評価用 パラメ一夕の値は、 劣化評価用線形関数の値のばらつき度合いを表すも のとして適正なものとなる。 そして、 該劣化評価用パラメ一夕の値は、 触媒装置の劣化の進行に伴い単調的に増加していくようになり、 該触媒 装置の劣化状態との相関性が明白になる。 従って、 この劣化評価用パラ 一夕の値に基づいて、 触媒装置の劣化状態の評価を高い信頼性で確実 に行う ことが可能となる。 '
さ らにこの場合、 前記口一パス特性のフィル夕リ ング処理は、 逐次型 の統計処理アルゴリズムによるフィルタ リ ング処理であることが好まし い。
このように逐次型の統計処理アルゴリズムによるフィルタリ ング処理 よって、 前記劣化評価用パラメ一夕を求めることによって、 前記偏差や その二乗値もしくは絶対値のデータ等を多数記憶するメモリを必要とせ ずに、 該劣化評価用パラメ一夕を少ないメモリ容量で求めることができ る。
尚、 前記逐次型の統計処理アルゴリズムとしては、 例えば最小二乗法. 重み付き最小二乗法、 漸減ゲイン法、 固定ゲイン法等のアルゴリズムが 好適である。
また、 本発明では、 前述ように劣化評価用パラメータは、 触媒装置の 劣化の進行に伴い、 単調的に増加する。 このため、 前記劣化状態評価手 段は、 前記劣化評価用パラメ一夕の値を所定の閾値と比較することによ り、 前記触媒装置の劣化状態が前記閾値に対応する劣化度合い以上に劣 化しているか否かを判断することができる。
ところで、 触媒装置に進入する排ガスの流量の変化状態によっては、 触媒装置の劣化状態を評価する上で適正な劣化評価用線形関数の値や前 記劣化評価用パラメ一夕の値が得られない場合もある。 そこで、 本発明 では、 前記劣化状態評価手段は、 前記触媒装置に進入する排ガスの流量 の変化状態に応じて前記触媒装置の劣化状態の評価を行なうか否かを判 断する手段を備える。
この場合、 より具体的には、 例えば排ガスの流量が安定に一定に維持 されているような状態では、 外乱が少ないために、 前記スライディ ング モ一 ド制御等のフィ一ドバック制御によって排ガスセンサの出力が定常 的に安定して前記目標値に維持されやすい。 このため、 このような状況 では、 前記劣化評価用線形関数の値は、 触媒装置の劣化が進行した状態 であっても、 所定値近傍に集積しやすく、 触媒装置がほぼ新品状態であ る場合との区別がつきにく くなる。
そこで、 前記劣化状態評価手段は、 前記触媒装置に進入する排ガスの 流量が略一定に維持されている状態では、 前記触媒装置の劣化状態の評 価を行わず、 前記排ガスの流量が略一定に維持されていない状態で前記 触媒装置の劣化状態の評価を行う。
このように排ガスの流量の変化状態が適正である状態 （排ガスの流量 のある程度の変動が生じているような状態） においてのみ、 触媒装置の 劣化状態の評価を行うことで、 触媒装置の劣化状態の評価結果の信頼性 を高めることができる。
尚、 前述のように劣化評価用パラメ一夕を求める本発明にあっては、 前記劣化状態評価手段は、 前記触媒装置に進入する排ガスの流量が略一 定に維持されている状態では、 前記劣化評価用パラメ一夕の算出を行わ ず、 前記排ガスの流量が略一定に維持されていない状態で前記劣化評価 用パラメ一夕の算出を行う。 これにより、 排ガスの流量が適正な状態で 算出される劣化評価用パラメ一夕のみを用いて触媒装置の劣化状態の評 価を行うことができる。 ひいては、 その評価結果の信頼性を高めること ができる。
また、 本発明では、 前記空燃比操作量生成手段は、 前記触媒装置の上 流側から前記排ガスセンサにかけての系が有する無駄時間後の前記排ガ スセンサの出力の推定値を表すデータを逐次求める推定手段を具備し、 該推定手段が求めたデータを用いて前記操作量を生成する。
あるいは、 前記空燃比操作量生成手段は、 前記触媒装置の上流側から 前記排ガスセンサにかけての系が有する無駄時間と、 前記空燃比操作手 段及び前記内燃機関からなる系が有する無駄時間とを合わせた合計無駄 時間後の前記排ガスセンサの出力の推定値を表すデータを求める推定手 段を具備し、 該推定手段が求めたデータを用いて前記操作量を生成する, すなわち、 前記触媒装置の上流側から前記排ガスセンサにかけての系 (この系は前記操作量により規定される排ガスの空燃比から排ガスセン サの出力を生成する系である。 以下、 ここでは対象排気系という） には 一般に、 該対象排気系が含む触媒装置に起因して比較的長い無駄時間を 有する。 また、 特に内燃機関の回転数が比較的低い状態では、 前記空燃 比操作手段及び前記内燃機関からなる系 （この系は前記操作量から触媒 装置に進入する排ガスの空燃比を生成する系である。 以下、 空燃比操作 系という） も、 比較的長い無駄時間を有する。 そして、 これらの無駄時 間は、 前記排ガスセンサの出力を目標値に収束させる上で悪影響を及ぼ すことがあるので、 その影響を補償することが望ましい。
このため、 本発明では、 上記対象排気系の無駄時間後の排ガスセンサ の出力の推定値を表すデ一夕、 あるいは、 この無駄時間と前記空燃比操 作系の無駄時間とを合わせた合計無駄時間後の排ガスセンサの出力の推 定値を表すデータを推定手段により求め、 そのデータを用いて前記操作 量を生成する。
これにより、 上記の無駄時間の影響を補償することが可能となって、 排ガスセンサの出力の目標値への収束制御を良好に行う ことが可能とな る。 この結果、 触媒装置の所望の浄化性能を良好に確保しながら該触媒 装置の劣化状態の評価を行う ことができる。
さらに上記のように推定手段を備えたとき、 より具体的には前記空燃 比操作量生成手段は、 前記推定手段が求めたデータにより表される前記 排ガスセンサの出力の推定値をスライディ ングモー ド制御により前記目 標値に収束させるように前記操作量を生成する。 これにより、 前述の無 駄時間の影響を適正に補償することができる。 このため、 排ガスセンサ の出力の目標値への収束制御の安定性を高め、 ひいては、 触媒装置の所 要の浄化性能の確保を安定して行う ことができる。
尚、 排ガスセンサの出力の推定値を表すデ一夕は、 例えば、 排ガスセ ンサの出力と、 前記空燃比操作量生成手段が過去に生成した前記操作量 あるいは該操作量に応じたものとなる触媒装置の上流側の排ガスの空燃 比の検出値とを用いて生成することが可能である。
また、 本発明では、 前記スライディ ングモー ド制御は好ましくは適応 スライディ ングモード制御である。
すなわち、 適応スライディ ングモー ド制御は、 外乱等の影響を極力排 除するために、 通常のスライディ ングモード制御に対して、 所謂適応則
(適応アルゴリズム） といわれる制御則を加味したものである。 このよ うな適応スライディ ングモ一ド制御を用いて前記操作量を生成すること で、 該操作量の信頼性が高まり、 排ガスセンサの出力の目標値への収束 制御を高い速応性で良好に行う ことができる。 また、 スライディ ングモ 一ド制御用の切換関数に応じて定まる劣化評価用線形関数の値に対して 触媒装置の劣化状態以外の単なる外乱等の要因による影響が抑制される, このため、 該劣化評価用線形関数の値のばらつき度合いを表す前記劣化 評価用パラメ一夕に基づく触媒装置の劣化状態の評価の信頼性を高める ことができる。
また、 本発明では、 前記空燃比操作量生成手段が生成する前記操作量 は、 前記触媒装置に進入する排ガスの目標空燃比であると共に、 該触媒 装置に進入する排ガスの空燃比を検出する空燃比センサを該触媒装置の 上流側に備え、 前記空燃比操作手段は、 該空燃比センサの出力が前記目 標空燃比に収束するようにフィー ドバック制御により前記混合気の空燃 比を操作する。
このように前記操作量を触媒装置に進入する排ガスの目標空燃比とし 該触媒装置に進入する排ガスの空燃比を検出する空燃比センサの出力 (空燃比の検出値） を目標空燃比にフィードバック制御することによつ て、 排ガスセンサの出力の目標値への収束制御、 ひいては触媒装置の所 要の浄化性能の確保をより良好に行う ことができる。
尚、 前記操作量は、 前記目標空燃比以外にも例えば内燃機関の燃料供 給量の補正量等が挙げられる。 また、 前記操作量に応じた前記混合気の 空燃比の操作は、 該操作量からフィードフォワー ド制御により行うよう にすることも可能である。 さらに、 本発明で、 触媒装置の最適な浄化 性能を確保しつつ該触媒装置の劣化状態の評価を行う上では、 前記排ガ スセンサとして酸素濃度センサ （o 2 センサを用い、 その目標値を所定 の一定値とすることが好適である。 図面の簡単な説明
図 1 は本発明の内燃機関の空燃比制御装置の第 1実施形態の全体的シ ステム構成を示すブロック図、 図 2は図 1 の装置で使用する 0 2 センサ 及び空燃比センサの出力特性図、 図 3は図 1の装置の要部の基本構成を 示すブロック図、 図 4は図 1 の装置で用いるスライディ ングモード制御 を説明するための説明図、 図 5〜図 8は図 1の装置で用いる触媒装置の 劣化状態の評価手法を説明するための図、 図 9は図 1 の装置で用いる適 応制御器を説明するためのプロック図である。 図 1 0は図 1 の装置の機 関側制御ユニッ トの処理を示すフローチャート、 図 1 1 は図 1 0のフロ 一チャートのサブルーチン処理を示すフローチャー トである。 図 1 2は 図 1 の装置の排気側制御ユニッ トの処理を示すフローチャー ト、 図 1 3 〜図 1 6は図 1 2のフローチャートのサブルーチン処理を示すフローチ ヤート、 図 1 7〜図 1 9は図 1 6のフローチャー トのサブルーチン処理 を示すフローチヤ一卜である。 図 2 0は本発明の内燃機関の空燃比制御 装置の第 2実施形態の要部構成 （排気側制御ユニッ ト） を示すブロック 図、 図 2 1 は図 2 0の排気側制御ュニッ トの装置の処理を示すフローチ ヤー 卜、 図 2 2は図 2 1 のフローチャー トの要部の処理を説明するため の線図である。 発明を実施するための最良の形態
本発明の第 1実施形態を図 1〜図 1 9を参照して説明する。
図 1 は本実施形態の装置の全体的なシステム構成を示すブロック図で ある。 図中、 1 は、 例えば自動車や八イブリ ツ ド車にその車両の推進源 として搭載された 4気筒のエンジン （内燃機関） である。 このエンジン 1 の各気筒毎に燃料及び空気の混合気の燃焼により生成される排ガスは. エンジン 1 の近傍で共通の排気管 2 (排気通路） に集合され、 該排気管 2 を介して大気中に放出される。 排気管 2 には、 排ガスを浄化するため に、 例えば三元触媒により構成された二つの触媒装置 3 , 4が上流側か ら順に介装されている。
尚、 本実施形態で劣化状態を評価する触媒装置は、 上流側の触媒装置 3であり、 下流側の触媒装置 4は省略してもよい。
本実施形態の装置では、 基本的には、 触媒装置 3の最適な净化性能を 確保するように触媒装置 3に進入する排ガスの空燃比 （詳しくは触媒装 置 3 に進入する排ガス中の酸素濃度から把握される空燃比。 以下、 単に エンジン 1 の空燃比という ことがある） が制御される。 また、 この空燃 比制御を行いながら、 触媒装置 3の劣化状態が評価される。
そして、 このような処理を行うために、 触媒装置 3の上流側 （より詳 しく はエンジン 1 の各気筒毎の排ガスの集合箇所） で排気管 2に設けら れた空燃比センサ 5 と、 触媒装置 3の下流側 （触媒装置 4の上流側） で 排気管 2 に設けられた排ガスセンサとしての 0 2 センサ （酸素濃度セン サ） 6 と、 これらのセンサ 5 ， 6の出力等に基づき後述の制御処理や触 媒装置 3の劣化状態の評価を行う制御ュニッ ト Ί とを備えている。
尚、 制御ユニッ ト 7 には、 前記空燃比センサ 5や 0 2 センサ 6の出力 の他に、 エンジン 1 の運転状態を検出するための図示しない回転数セン サゃ吸気圧センサ、 冷却水温センサ等、 各種のセンサの出力が与えられ る。
0 2 センサ 6は、 触媒装置 3 を通過した排ガス中の酸素濃度に応じた レベルの出力 V02/OUT (酸素濃度の検出値を示す出力） を生成する通 常的な〇2 センサである。 ここで、 排ガス中の酸素濃度は、 その排ガス を燃焼により生成した混合気の空燃比に応じたものとなる。 そして、 こ の 0 2センサ 6の出力 V02/OUT は、 図 2 に実線 aで示す如く、 排ガス 中の酸素濃度に対応する空燃比が理論空燃比近傍の範囲△に存するよう な状態で、 該排ガス中の酸素濃度にほぼ比例した高感度な変化を生じる ものとなる。 また、 その範囲 Δを逸脱した空燃比に対応する酸素濃度で は、 0 2センサ 6の出力 V02/OUT は飽和して、 ほぼ一定のレベルとな る。
空燃比センサ 5は、 触媒装置 3に進入する排ガスの酸素濃度により把 握されるエンジン 1 の空燃比の検出値を表す出力 KACT を生成するも のである。 この空燃比センサ 5は、 例えば本願出願人が特開平 4 一 3 6 9 4 7 1号公報あるいは米国特許第 5 3 9 1 2 8 2号にて詳細に説明し た広域空燃比センサにより構成されたものである。 そして、 この空燃比 センサ 5は、 図 2 に実線 bで示す如く、 0 2 センサ 6より も排ガス中の 酸素濃度の広範囲にわたってそれに比例したレベルの出力を生成する。 換言すれば、 該空燃比センサ 5 (以下、 L A Fセンサ 5 という） は、 排 ガス中の酸素濃度に対応した空燃比の広範囲にわたってそれに比例した レベルの出力 KACTを生成する。
制御ュニッ ト 7は、 エンジン 1 の空燃比を規定する操作量としての目 標空燃比 KCMD (エンジン 1 の空燃比の目標値） を算出するための処 理、 並びに触媒装置 3の劣化状態を評価するための処理を担う制御ュニ ッ ト 7 a (以下、 排気側制御ユニッ ト 7 a という） と、 上記目標空燃比 KCMD に応じてエンジン 1 の燃料噴射量 （燃料供給量） を調整するこ とでエンジン 1で燃焼させる混合気の空燃比を操作する処理を担う空燃 比操作手段としての制御ユニッ ト 7 b (以下、 機関側制御ユニッ ト 7 b という） とから構成されている。
これらの制御ュニッ ト 7 a , 7 bはマイクロコンピュー夕を用いて構 成されたものであり、 それぞれの処理を所定の制御サイクルで実行する, ここで、 本実施形態では、 排気側制御ユニッ ト 7 aがその処理 （目標空 燃比 KCMD の生成処理や触媒装置 3の劣化状態の評価処理） を実行す る制御サイクルは、 触媒装置 3に起因した後述の無駄時間や演算負荷等 を考慮して、 あらかじめ定めた一定周期 （例えば 3 0〜 1 0 0 m s ) と している。
また、 機関側制御ユニッ ト 7 bが実行する処理 （燃料噴射量の調整処 理） は、 エンジン 1 の回転数 （詳しくはエンジン 1 の燃焼サイクル） に 同期させて行う必要がある。 このため、 機関側制御ユニッ ト 7 bがその 処理を実行する制御サイクルは、 エンジン 1 のクランク角周期 （所謂 T D C ) に同期した周期としている。
尚、 排気側制御ユニッ ト 7 aの制御サイクルの一定周期は、 前記クラ ンク角周期 （T D C ) よりも長いものとされている。
前記機関側制御ユニッ ト 7 bを図 1 を参照してさらに説明する。 機関 側制御ユニッ ト 7 bは、 その機能的構成として、 エンジン 1への基本燃 料噴射量 T im を求める基本燃料噴射量算出部 8 と、 基本燃料噴射量 T im を補正する ための第 1 補正係数 KTOTAL 及び第 2 補正係数 KCMDM をそれぞれ求める第 1補正係数算出部 9及び第 2補正係数算 出部 1 0 とを具備する。
前記基本燃料噴射量算出部 8 は、 エンジン 1 の回転数 NE と吸気圧 PB とから、 それらによ り規定されるエンジン 1 の基準の燃料噴射量 (燃料供給量） をあらかじめ設定されたマップを用いて求め、 その基準 の燃料噴射量をエンジン 1 の図示しないスロッ トル弁の有効開口面積に 応じて補正することで基本燃料噴射量 T imを算出するものである。
また、 第 1補正係数算出部 9が求める第 1補正係数 KTOTAL は、 ェ ンジン 1 の排気還流率 （エンジン 1 の吸入空気中に含まれる排ガスの割 合） や、 エンジン 1 の図示しないキヤニス夕のパージ時にエンジン 1 に 供給される燃料のパージ量、 エンジン 1 の冷却水温、 吸気温等を考慮し て前記基本燃料噴射量 T im を補正するためのものである。
また、 第 2補正係数算出部 1 0が求める第 2補正係数 KCMDM は、 排気側制御ユニッ ト 7 aが後述の如く算出する目標空燃比 KCMD に対 応してエンジン 1 へ流入する燃料の冷却効果による吸入空気の充填効率 を考慮して基本燃料噴射量 T imを補正するためのものである。
これらの第 1補正係数 KTOTAL及び第 2補正係数 KCMDMによる基 本燃料噴射量 T imの補正は、 第 1補正係数 KTOTAL及び第 2補正係数 KCMDM を基本燃料噴射量 T im に乗算することで行われ、 この補正に よりエンジン 1 の要求燃料噴射量 T cylが得られる。
尚、 前記基本燃料噴射量 T m や、 第 1補正係数 KTOTAL、 第 2補正 係数 KCMDM のより具体的な算出手法は、 特開平 5— 7 9 3 7 4号公 報あるいは米国特許第 5 2 5 3 6 3 0号等に本願出願人が開示している ので、 ここでは詳細な説明を省略する。 機関側制御ユニッ ト 7 bは、 上記の機能的構成の他、 さらに、 排気側 制御ユニッ ト 7 aが算出する目標空燃比 KCMD に L A Fセンサ 5の出 力 KACT (エンジン 1 の空燃比の検出値） を収束させるようにフィー ドバック制御によりエンジン 1 の燃料噴射量を調整することでエンジン 1で燃焼させる混合気の空燃比を操作するフィー ドバック制御部 1 4を 備えている。
このフィー ドバック制御部 1 4は、 本実施形態では、 エンジン 1 の各 気筒の全体的な空燃比をフィードバック制御する大局的フィードバック 制御部 1 5 と、 エンジン 1 の各気筒毎の空燃比をフィ一ドバック制御す る局所的フィ一ドバック制御部 1 6 とに分別される。
前記大局的フィ ー ドバック制御部 1 5 は、 L A Fセンサ 5 の出力 KACT が前記目標空燃比 KCMD に収束するように、 前記要求燃料噴射 量 T cyl を補正する （要求燃料噴射量 T cyl に乗算する） フィー ドバッ ク補正係数 KFBを逐次求めるものである。
この大局的フィ ー ドバック制御部 1 5 は、 L A Fセンサ 5 の出力 KACT と目標空燃比 KCMD との偏差に応じて周知の P I D制御を用い て前記フィ一 ドバック補正係数 KFB としてのフィ ー ドバック操作量 KLAF を生成する P I D制御器 1 7 と、 L A Fセンサ 5の出力 KACT と目標空燃比 KCMD とからエンジン 1 の運転状態の変化や特性変化等 を考慮して前記フィー ドバック補正係数 KFB を規定するフィードバッ ク操作量 KSTR を適応的に求める適応制御器 1 8 (図では S T Rと称 している） とをそれぞれ独立的に具備している。
ここで、 本実施形態では、 前記 P I D制御器 1 Ίが生成するフィ一ド バック操作量 KLAF は、 L A Fセンサ 5の出力 KACT (空燃比の検出 値） が目標空燃比 KCMD に一致している状態で 「 1」 となり、 該操作 量 KLAF をそのまま前記フィ一 ドバック補正係数 KFB として使用でき るようになっている。 一方、 適応制御器 1 8が生成するフィー ドバック 操作量 KSTRは L A Fセンサ 5の出力 KACTが目標空燃比 KCMD に一 致する状態で 「目標空燃比 KCMD」 となるものである。 このため、 該 フィー ドバック操作量 KSTR を除算処理部 1 9で目標空燃比 KCMD に より除算してなるフィー ドバック操作量 kstr ( = KSTRZ KCMD) が前 記フィ一 ドバック補正係数 KFB として使用できるようになっている。 大局的フィ一ドバック制御部 1 5は、 P I D制御器 1 7 により生成さ れるフィー ドバック操作量 KLAF と、 適応制御器 1 8が生成するフィ 一ドバック操作量 KSTR を目標空燃比 KCMD により除算してなるフィ —ドバック操作量 kstr とを切換部 2 0で適宜、 択一的に選択する。 そ して、 いずれか一方のフィ一ドバック操作量 KLAF 又は kstr を前記フ イー ドバック補正係数 KFB として使用し、 該補正係数 KFB を前記要 求燃料噴射量 T cyl に乗算することにより該要求燃料噴射量 T cyl を補 正する。 尚、 かかる大局的フィードバック制御部 1 5 (特に適応制御器 1 8 ) については後にさらに詳細に説明する。
前記局所的フィ ー ドバック制御部 1 6 は、 L A Fセンサ 5 の出力 KACT から各気筒毎の実空燃比 #nA/F( n = 1， 2， 3, 4)を推定するォブ ザーバ 2 1 と、 このオブザーバ 2 1 により推定された各気筒毎の実空燃 比 #nA/F から各気筒毎の空燃比のばらつきを解消するよう、 P I D制 御を用いて各気筒毎の燃料噴射量のフィ ー ドバック補正係数 #nKLAF をそれぞれ求める複数 （気筒数個） の P I D制御器 2 2 とを具備する。
ここで、 オブザーバ 2 1 は、 それを簡単に説明すると、 各気筒毎の実 空燃比 #nA/F の推定を次のように行う ものである。 すなわち、 ェンジ ン 1から L A Fセンサ 5の箇所 （各気筒毎の排ガスの集合部） にかけて の系を、 エンジン 1 の各気筒毎の実空燃比 #nA/F から L A Fセンサ 5 で検出される空燃比を生成する系と考える。 そして、 この系を、 L A F センサ 5の検出応答遅れ （例えば一次遅れ） や、 L A Fセンサ 5で検出 される空燃比に対するエンジン 1 の各気筒毎の空燃比の時間的寄与度を 考慮してモデル化する。 そして、 そのモデルの基で、 L A Fセンサ 5の 出力 KACTから、 逆算的に各気筒毎の実空燃比 #nA/Fを推定する。
尚、 このようなオブザーバ 2 1 は、 本願出願人が例えば特開平 7 _ 8 3 0 9 4号公報あるいは米国特許第 5 5 3 1 2 0 8号に詳細に開示して いるので、 ここでは、 さらなる説明を省略する。
また、 局所的フィードバック制御部 1 6の各 P I D制御器 2 2は、 L A Fセンサ 5の出力 KACT を、 前回の制御サイクルで各 P I D制御器 2 2 により求められたフィー ドバック補正係数 #nKLAF の全気筒につ いての平均値により除算してなる値を各気筒の空燃比の目標値とする。 • さらに、 その目標値とオブザーバ 2 1 により求められた各気筒毎の実空 燃比 #nA/F の推定値との偏差が解消するように、 今回の制御サイクル における各気筒毎のフィードバック補正係数 #nKLAFを求める。
そして、 局所的フィー ドバック制御部 1 6は、 前記要求燃料噴射量 T cyl に大局的フィー ドバック制御部 1 5のフィー ドバック補正係数 KFB を乗算してなる値に、 各気筒毎のフィー ドバック補正係数 #nKLAF を 乗算することで、 各気筒の出力燃料噴射量 #n T out( n = 1 , 2， 3 , 4)を 求める。
このようにして求められる各気筒の出力燃料噴射量 #n T out は、 機関 側制御ュニッ ト 7 bに備えた各気筒毎の付着補正部 2 3により、 吸気管 での燃料の壁面付着を考慮した補正が各気筒毎になされた後、 エンジン 1 の図示しない燃料噴射装置に与えられる。 そして、 その付着補正がな された出力燃料噴射量 #n T out に従って、 エンジン 1 の各気筒への燃料 噴射が行われるようになつている。
尚、 上記付着補正については、 本願出願人が例えば特開平 8 — 2 1 2 7 3号公報あるいは米国特許第 5 5 6 8 7 9 9号に詳細に開示している ので、 ここではさらなる説明を省略する。 また、 図 1 において、 参照符 号 2 4を付したセンサ出力選択処理部は， 前記オブザーバ 2 1 による各 気筒毎の実空燃比 #nA/F の推定に適した L A Fセンサ 5の出力 KACT をエンジン 1 の運転状態に応じて選択するもので、 これについては、 本 願出願人が特開平 7 — 2 5 9 5 8 8号公報あるいは米国特許第 5 5 4 0 2 0 9号にて詳細に開示しているので、 ここではさらなる説明を省略す る。
一方、 前記排気側制御ユニッ ト 7 a は、 L A Fセ ンサ 5 の出力 KACT と所定の基準値 FLAF/BASE と の偏差 kact ( = KACT - FLAF/BASE ) を求め る減算処理部 1 1 と 、 0 2 セ ンサ 6 の出力 V02/OUT とその目標値 V02/TARGET との偏差 VO2 (二 V02/OUT— V02/TARGET) を求める減算処理部 1 2 とを備えている。
この場合、 0 2 センサ 6 の出力 V02/OUT がある所定の一定値 V02/TARGET (図 2参照） に整定するようなエンジン 1 の空燃比の状 態において、 触媒装置 3がその劣化状態等によらずに最適な浄化性能を 発揮する。 このため、 本実施形態では、 上記一定値 V02/TARGET を O 2センサ 6の出力 V02/OUT の目標値 V02/TARGET としている。 また、 L A Fセンサ 5の出力 KACT に対する前記基準値 FLAF/BASE は、 本 実施形態では、 「理論空燃比」 に設定されている。
尚、 以下の説明において、 前記減算処理部 1 1 , 1 2がそれぞれ求め る偏差 kact, V02 をそれぞれ L A Fセンサ 5の偏差出力 kact 及び 0 2 センサ 6の偏差出力 V02 と称する。
排気側制御ユニッ ト 7 aはさらに、 上記の偏差出力 kact, V02 のデ 一夕がそれぞれ L A Fセンサ 5の出力及び〇2 センサ 6の出力のデ一夕 として与えられる排気側主演算処理部 1 3を備えている。 この排気側主演算処理部 1 3は、 その機能として、 図 3に示すように 前記偏差出力 kact, V02 のデータに基づいてエンジン 1 の目標空燃比 KCMD を逐次算出する空燃比操作量決定手段としての目標空燃比算出 手段 1 3 a と、 〇2 センサ 6の偏差出力 V02 のデータに基づいて触媒 装置 3の劣化状態を評価する劣化状態評価手段 1 3 bとを有する。
この場合、 より詳しくは目標空燃比算出手段 1 3 aは、 排気管 2の L A Fセンサ 5の箇所から〇2 センサ 6の箇所にかけての触媒装置 3 を含 む排気系 （図 1で参照符号 Eを付した部分） を制御対象とする。 そして. この対象排気系 Eが有する無駄時間や、 前記エンジン 1及び機関側制御 ユニッ ト 7 bが有する無駄時間、 対象排気系 Eの挙動変化等を考慮しつ つ、 スライディ ングモード制御 （詳しくは適応スライディ ングモー ド制 御 ） を 用 い て 0 2 セ ン サ 6 の 出 力 V02/OUT を そ の 目 標 値 V02/TARGET に収束させるようにエンジン 1 の目標空燃比 KCMD を 逐次算出するものである。
また、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 0 2 センサ 6の偏差出力 VO2 の 時系列デ一夕から定まる後述の劣化評価用線形関数の値に基づいて触媒 装置 3の劣化状態を評価すると共に、 その評価結果に応じて本実施形態 の装置に備えた劣化報知器 2 9の動作を制御するものである。 尚、 劣化 報知器 2 9は、 ランプの点灯もしくは点滅、 あるいはブザーの鳴動、 あ るいは文字もしくは図形の表示等により触媒装置 3の劣化状態を外部に 報知するものである。
前記目標空燃比算出手段 1 3 a及び劣化状態評価手段 1 3 bをさらに 説明する。
まず、 目標空燃比算出手段 1 3 aに関し、 本実施形態では、 該手段 1 3 aの処理を行うために、 前記対象排気系 Eを、 前記 L A Fセンサ 5の 出力 KACT (エンジン 1 の空燃比の検出値） から無駄時間要素及び応 答遅れ要素を介して〇2 センサ 6の出力 V02/QUT (触媒装置 3を通過 した排ガス中の酸素濃度の検出値） を生成する系と見なし、 その挙動を あらかじめ離散時間系でモデル化している。
さらに、 前記エンジン 1及び機関側制御ュニッ ト 7 bから成る系を、 目標空燃比 KCMD から無駄時間要素を介して L A Fセンサ 5の出力 KACT を生成する系 （以下、 この系を空燃比操作系と称する） と見な し、 その挙動をあらかじめ離散時間系でモデル化している。
この場合、 本実施形態では、 対象排気系 Eの挙動を離散時間系で表現 するモデル （以下、 排気系モデルという） は、 L A Fセンサ 5の出力 KACT 及び〇2センサ 6の出力 V02/OUT の代わりに、 L A Fセンサ 5 の前記偏差出力 kact ( = KACT- FLAF/BASE) と 02 センサ 6の前記 偏差出力 VO2 ( = VO2/OUT- V02/TARGET) とを用いて、 次式 （ 1 ) により表現する。
V02{k+ l)=ai ' V02(k)+a2 ' V02{k— !)+bi■ kact(k— di) (1)
この式 （ 1 ) は、 対象排気系 Eが L A Fセンサ 5の偏差出力 kact か ら、 無駄時間要素及び応答遅れ要素を介して 02 センサ 6の偏差出力 V02 を生成する系であると見なして、 該対象排気系 Eの挙動を離散時 間系のモデル （よ り詳しく は対象排気系 Eの入力量としての偏差出力 kactに無駄時間を有する自己回帰モデル） で表現したものである。
ここで、 上式 （ 1 ) において、 「 k」 は前記排気側制御ュニッ ト 7 a の離散時間的な制御サイクルの番数を示し （以下、 同様）、 「dl」 は対 象排気系 Eに存する無駄時間 （詳しくは L A Fセンサ 5が検出する各時 点の空燃比が〇 2センサ 6の出力 V02/OUT に反映されるようになるま でに要する無駄時間） を制御サイクル数で表したものである。 この場合. 対象排気系 Eの無駄時間は、 排気側制御ユニッ ト 7 aの制御サイクルの 周期 （これは本実施形態では一定である） を 3 0〜 1 0 O m s としたと き、 一般的には、 3〜 ： 1 0制御サイ クル分の時間 （ dl = 3 〜 ： L 0 ) で ある。 そして、 本実施形態では、 式 （ 1 ) により表した排気系モデルに おける無駄時間 dl の値として、 対象排気系 Eの実際の無駄時間と等し いか、 もしくはそれよりも若干長いものにあらかじめ設定した所定の一 定値 （本実施形態では例えば dl= 7 ) を設定している。
また、 式 （ 1 ) の右辺第 1項及び第 2項はそれぞれ対象排気系 Eの応 答遅れ要素に対応するもので、 第 1項は 1次目の自己回帰項、 第 2項は 2次目の自己回帰項である。 そして、 「al」、 「a2」 はそれぞれ 1次目の 自己回帰項のゲイン係数、 2次目の自己回帰項のゲイン係数である。 こ れらのゲイン係数 al， a2 は別の言い方をすれば、 対象排気系 Eの出力 量としての 02センサ 6の偏差出力 VO2に係る係数である。
さらに、 式 （ 1 ) の右辺第 3項は対象排気系 Eの入力量としての L A Fセンサ 5の偏差出力 kact に対象排気系 Eの無駄時間 dl を含めて表 現したものであり、 「bl」 はその入力量 （= L A Fセンサ 5の偏差出力 kact) に係るゲイン係数である。 これらのゲイン係数 al, a2, bl は排 気系モデルの挙動を規定するパラメータであり、 本実施形態では後述の 同定器によって逐次同定するものである。
一方、 エンジン 1及び機関側制御ュニッ ト Ί bからなる前記空燃比操 作系の離散時間系のモデル （以下、 空燃比操作系モデルという） は、 本 実施形態では、 排気系モデルの場合と同様に L A Fセンサ 5 の出力 KACT の代わり に L A Fセンサ 5 の前記偏差出力 kact ( = KACT - FLAF/BASE) を用いると共に、 これに対応させて目標空燃比 KCMD の代わりに該目標空燃比 KCMD の前記基準値 FLAF/BASE に対する偏 差 kcmd ( = KCMD— FLAF/BASE。 これは L A Fセンサ 5の偏差出力 kact の目標値に相当する。 以下、 これを目標偏差空燃比 kcmd とい う） とを用い、 次式 （ 2 ) により表す。 kact{k)=kcmd(k— cj2) (2〉
この式 （ 2 ) は空燃比操作系が前記目標偏差空燃比 kcmdから無駄時 間要素を介して L A Fセンサ 5の偏差出力 kact を生成する系 （各制御 サイクルにおける偏差出力 kact が無駄時間前の目標偏差空燃比 kcmd に一致するような系） であると見なして、 該空燃比操作系を離散時間系 のモデルで表現したものである。
ここで、 式 （ 2 ) において、 「d2」 が空燃比操作系の無駄時間 （詳し くは各時点の目標空燃比 KCMD が L A Fセンサ 5の出力 KACT に反映 されるようになるまでに要する無駄時間） を排気側制御ュニッ ト 7 aの 制御サイクル数で表したものである。 この場合、 空燃比操作系の無駄時 間は、 エンジン 1 の回転数 NE によって変化し、 エンジン 1 の回転数が 低くなる程、 長くなる。 そして、 本実施形態では、 式 （ 2 ) により表し た空燃比操作系モデルにおける無駄時間 d2 の値としては、 上記のよう な空燃比操作系の無駄時間の特性を考慮し、 例えばエンジン 1の低速回 転域の回転数であるアイ ドリ ング回転数において実際の空燃比操作系が 有する無駄時間 （これは、 エンジン 1 の任意の回転数において空燃比操 作系が採り得る最大側の無駄時間である） と等しいか、 もしくはそれよ り も若干長いものにあらかじめ設定した所定の一定値 （本実施形態では 例えば d2 = 3 ) を用いる。
尚、 前記空燃比操作系には、 実際には、 無駄時間要素の他、 エンジン 1 に起因した応答遅れ要素も含まれる。 しかるに、 目標空燃比 KCMD に対する L A Fセンサ 5の出力 KACT の応答遅れは、 基本的には前記 機関側制御ュニッ ト 7 bのフィードバック制御部 1 4 (特に適応制御器 1 8 ) によって補償されるため、 排気側制御ュニッ ト 7 aから見た空燃 比操作系では、 エンジン 1 に起因する応答遅れ要素を考慮せずとも支障 はない。 前記排気側主演算処理部 1 3 の目標空燃比算出手段 1 3 a は、 式 ( 1 ) 及び式 （ 2 ) によりそれぞれ表現した排気系モデル及び空燃比操 作系モデルに基づく 目標空燃比 KCMD の算出処理を排気側制御ュニッ ト 7 aの制御サイクル （一定の制御サイクル） で行うものである。 そし て、 この処理を行うために、 図 3に示すような機能的構成を具備してい る。
すなわち、 目標空燃比算出手段 1 3 a は、 前記排気系モデル （式 ( 1 )) の設定すべきパラメ一夕である前記ゲイ ン係数 al, a2, bl の 同定値 alノ、ッ ト， a2ノ、ッ ト， blノ、ッ ト （以下、 同定ゲイン係数 alハ ッ ト， a2 ノヽッ ト， bl ハッ トという） を制御サイクル毎に逐次求める同 定器 2 5 と、 対象排気系 Eの無駄時間 dl 及び空燃比操作系の無駄時間 d2 を合わせた合計無駄時間 d ( = dl + d2) 後の〇2 センサ 6の偏差出 力 V02 の推定値 V02 バー （以下、 推定偏差出力 V02 バーという） を 制御サイクル毎に逐次求める推定器 2 6 と、 適応スライディ ングモー ド 制御の処理により前記目標空燃比 KCMD を制御サイクル毎に逐次算出 するスライディ ングモード制御器 2 7 とを具備する。
これらの同定器 2 5、 推定器 2 6及びスライディ ングモー ド制御器 2 7による演算処理のアルゴリズムは以下のように構築されている。
まず、 前記同定器 2 5は、 前記式 （ 1 ) により表現した排気系モデル の実際の対象排気系 Eに対するモデル化誤差を極力小さくするように前 記ゲイン係数 al, a2， bl の値をリアルタイムで逐次同定するものであ り、 その同定処理を次のように行う。
すなわち、 同定器 2 5は、 排気側制御ユニッ ト 7 aの制御サイクル毎 に、 まず、 今現在設定されている排気系モデルの同定ゲイン係数 al ハ ッ ト， a2 ノ、ッ ト， bl ハッ ト、 すなわち前回の制御サイクルで決定した 同定ゲイ ン係数 al(k-l)ハッ ト， a2(k-l)ハッ ト， bl(k-l)ハツ 卜の値と， L A Fセンサ 5の偏差出力 kact 及び〇 2センサ 6の偏 ^出力 V02 の過 去値のデー タ kact(k-dl-l), V02(k-1)， V02(k-2)とを用いて、 次式 ( 3 ) により排気系モデル上での〇2センサ 6の偏差出力 V02 (排気系 モデルの出力） の値 V02(k)ハッ ト （以下、 同定偏差出力 VO2(k)ハツ トという） を求める。
W2(k)=ai{k^l) , V02(k-1 )-Ha2{k-1) ' V02(k— 2)+bi(k— 1) , kact(k-d -l)
(3)
この式 （ 3 ) は、 排気系モデルを表す前記式 （ 1 ) を 1制御サイクル 分、 過去側にシフ トし、 ゲイ ン係数 al， a2, bl として同定ゲイン係数 al(k-l)ハツ 卜， a2(k-l)ハッ ト， b l(k- 1)ハッ トを用いたものである。 ま た、 式 （ 3 ) の第 3項で用いる対象排気系 Eの無駄時間 dl の値は、 前 述の如く設定した一定値 （本実施形態では dl= 7 ) を用いる。
ここで、 次式 （ 4 ), ( 5 ) で定義されるベク トル Θ及び ξ を導入する と （式 （4 ), ( 5 ) 中の添え字 「Τ」 は転置を意味する。 以下同様。）、
ΘΤΜ = Cai{k) a2(k) bi(k)] (4)
iT{k) - CV02{k- ) V02(k-2) kact(k-di -1)] (5) 前記式 （ 3 ) は、 次式 （ 6 ) により表される。
Figure imgf000027_0001
さらに同定器 2 5は、 前記式 （ 3 ) あるいは式 （ 6 ) により求められ る 02センサ 6の同定偏差出力 V02(k)ハッ 卜と今現在の 02センサ 6の 偏差出力 V02(k)との偏差 id/e(k)を排気系モデルの実際の対象排気系 E に対するモデル化誤差を表すものとして次式 （ 7 ) により求める （以下、 偏差 id/e を同定誤差 id/e という）。 id/e(k)= V02(k)-V02{k) (7) そして、 同定器 2 5は、 上記同定誤差 id/e を最小にするように新た な同定ゲイン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハッ ト， bl(k)ハッ ト、 換言すれ ば、 これらの同定ゲイ ン係数を要素とする新たな前記べク トル Θ (k) (以下、 このベク トルを同定ゲイン係数ベク トル Θという） を求めるも ので、 その算出を、 次式 （ 8 ) により行う。 すなわち、 同定器 2 5 は、 前回の制御サイクルで決定した同定ゲイン係数 al(k-l)ハッ ト， a2(k-l) ハッ ト， bl(k-l)ハッ トを、 同定誤差 id/e(k)に比例させた量だけ変化さ せることで新たな同定ゲイ ン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハッ ト， bl(k)ハ ッ 卜を求める。
Θ (k) = Θ(Κ-1)+Κ0 (k) . id/e(k) (8) ここで、 式 （ 8 ) 中の 「Κ θ」 は次式 （ 9 ) により決定される三次の べク トル （各同定ゲイン係数 al ハツ 卜， a2 ノヽッ ト， b 1 ハツ 卜の同定 誤差 id/e に応じた変化度合いを規定するゲイン係数ベク トル） である < u a iL, P《k— 1) . ^(k) ―
K0{k)= j ― (9)
1+ i'(k) · P(k~1) · ？ (k) ' また、 上式 （ 9 ) 中の 「P」 は次式 （ 1 0 ) の漸化式により決定され る三次の正方行列である。
1 Γ A2(k) ' P(k— 1) ' f (k) · f¾)
P (ゆ —— — -™ "-— ~ — , Pik— 1> HQ)
Λ i(k)
ス i(k)+ A2(k》■ Γ0) ' P(k— 1) · f《k》」 '
(但し I:単位行列） 尚、 式 （ 1 0 ) 中の 「 λ 1」、 「 λ 2」 は 0 < λ 1≤ 1 及び 0 ≤ λ 2< 2 の条件を満たすように設定され、 また、 「Ρ」 の初期値 Ρ (0)は、 その各 対角成分を正の数とする対角行列である。
この場合、 式 （ 1 0 ) 中の 「え 1」、 「え 2」 の設定の仕方によって、 固定ゲイン法、 漸減ゲイ ン法、 重み付き最小二乗法、 最小二乗法、 固定 トレース法等、 各種の具体的な同定アルゴリズムが構成され、 本実施形 態では、 例えば最小二乗法 （この場合、 λ 1= λ 2= 1 ) を採用してい る。
本実施形態における同定器 2 5は基本的には前述のようなァルゴリズ ム （演算処理） によって、 前記同定誤差 id/e を最小化するように排気 系モデルの前記同定ゲイン係数 al ハッ ト， a2 ノ\ッ ト， bl ノ、ッ トを制 御サイクル毎に逐次求めるものである。 このような処理によって、 実際 の対象排気系 Eに適合した同定ゲイ ン係数 al ハッ ト， a2 ノ、ッ 卜， bl ハッ 卜が逐次得られる。
以上説明したァルゴリズムが同定器 2 5が実行する基本的なァルゴリ ズムである。
次に、 前記推定器 2 6は、 後に詳細を説明するスライディ ングモード 制御器 2 7による目標空燃比 KCMD の算出処理に際しての対象排気系 Eの無駄時間 dl 及び前記空燃比操作系の無駄時間 d2 の影響を補償す るために、 前記合計無駄時間 d (二 dl + d2) 後の 02 センサ 6の偏差出 力 VO2の推定値である前記推定偏差出力 VO2バーを制御サイクル毎に 逐次求めるものである。 その推定処理のアルゴリズムは次のように構築 されている。
まず、 排気系モデルを表す前記式 （ 1 ) に、 空燃比操作系モデルを表 す式 （ 2 ) を適用すると、 次式 （ 1 1 ) が得られる。
V02<K+1)=ai · V02(k)+ai?■ V02(k— 1)十 bt · kcmd(k~-di-d2)
=ai ■ V02(k)+a2 ' V02{k-1)- bl · kcmd(k-d) (11) この式 （ 1 1 ) は、 対象排気系 E及び空燃比操作系を合わせた系を、 目標偏差空燃比 kcmdから対象排気系 E及び空燃比操作系の両者の無駄 時間要素と対象排気系 Eの応答遅れ要素とを介して 02 センサ 6の偏差 出力 VO2 を生成する系であるとして、 該系の挙動を離散時間系のモデ ルで表現したものである。
そして、 この式 （ 1 1 ) を用いることで、 各制御サイクルにおける前 記合計無駄時間 d後の 02 センサ 6の偏差出力 V02(k+d)の推定値であ る前記推定偏差出力 V02(k+d)バーは、 02センサ 6の偏差出力 VO2 の 現在値及び過去値の時系列データ V02(k)及び V02(k-1)と、 スライディ ングモー ド制御器 2 7が求める目標空燃比 KCMD (具体的な求め方は 後 述 す る ） に 相 当 す る 目 標 偏 差 空 燃 比 kcmd ( = KCMD 一 FLAF/BASE) の過去値の時系列データ kcmd(k-j) ( j = 1, 2, …， d) とを用いて次式 （ 1 2 ) により表される。
V02(k+d)= ai · V02(k)+a2 ' V02(k-1)+∑ βい kcmd(k-j) (12)
但し、
Figure imgf000030_0001
ここで、 式 （ I 2 ) において、 a l, 2 は、 それぞれ同式 （ I 2 ) 中のただし書きで定義した行列 Aの巾乗 Ad ( d ： 合計無駄時間） の第
I行第 I列成分、 第 I行第 2列成分である。 また、 0 j ( j = 1， 2， … d) は、 それぞれ行列 Aの巾乗 A ( j = 1， 2, …， d) と同式 （ 1
2 ) 中のただし書きで定義したベク トル Bとの積 A · Bの第 1行成分 である。
さ らに、 式 （ 1 2 ) 中の目標偏差空燃比 kcmdの過去値の時系列デ一 夕 kcmd(k-j) ( j = 1, 2， d) のうち、 現在から空燃比操作系の無 駄時間 d2 以前の目標偏差空燃比 kcmd の過去値の時系列データ kcmd(k-d2), kcmd(k-d2-l), …， kcmd(k-d)は前記式 （ 2 ) によって、 それぞれ、 L A Fセンサ 5の偏差出力 kact の現在以前に得られるデー 夕 kact(k), kact(k-l), kact(k-d+d2)に置き換えることができる。 そして、 この置き換えを行う ことで、 次式 （ 1 3 ) が得られる。
V02(k+d)^at · V02(k)+a2 ' V02(k-i)
Λ-1 d-d?
+∑βι' · Kcmd(k— ])+∑ 't+d2 · kact(k-i)
le1 |=0
- -=a\ · V02(k}+ Q2 · V02(k-1)
^ i■ kcmd(k-j)+∑ i+d2 ' kact(k-i) 3) この式 （ 1 3 ) が本実施形態において、 推定器 2 6が前記推定偏差出 力 V02(k+d)バーを算出するための基本式である。 つまり、 本実施形態 では、 推定器 2 6は、 制御サイクル毎に、 〇2センサ 6の偏差出力 V02 の時系列データ V02(k)及び VO2(k-l)と、 スライディ ングモード制御器 2 7が過去に求めた目標空燃比 KCMD を表す目標偏差空燃比 kcmd の 過去値の時系列データ kcmd(k-j) ( j =l， …， d2-l) と、 L A Fセン サ 5の偏差出力 kact の現在値及び過去値の時系列データ kact(k'i) ( i = 0 , ·■·, dl) とを用いて式 （ 1 3 ) の演算を行う ことによって、 〇2 センサ 6の推定偏差出力 V02(k+d)バーを求める。
こ の場合、 本実施形態では、 式 （ 1 3 ) によ り 推定偏差出力 V02(k+d)バーを算出するために必要となる係数ひ 1， ひ2 及び
= 1， 2， ···，. d) の値は、 基本的には、 前記ゲイ ン係数 al， a2, bl (これらは式 （ 1 2 ) のただし書きで定義した行列 A及びベク トル Bの 成分である） の同定値である前記同定ゲイン係数 alハッ ト， a2ノ \ッ ト, bl ハッ トを用いて算出する。 また、 式 （ 1 3 ) の演算で必要となる無 駄時間 dl, d2の値は、 前述の如く設定した値を用いる。
尚、 推定偏差出力 V02(k+d)バーは、 L A Fセンサ 5の偏差出力 kact のデータを使用せずに、 式 （ 1 2 ) の演算により求めるようにしてもよ いが、 推定偏差出力 V02(k+d)バ一の信頼性を高める上では、 エンジン 1等の実際の挙動が反映される L A Fセンサ 5の偏 出力 kact のデー 夕を用いた式 （ 1 3 ) の演算により推定偏差出力 V02(k+d)バーを求め ることが好ましい。 また、 空燃比操作系の無駄時間 d2 を 「 1」 に設定 できるような場合には、 式 （ 1 2 ) 中の目標偏差空燃比 kcmdの過去値 の時系列データ kcmd(k-j) ( j =1， 2, ···, d) の全てをそれぞれ、 L A Fセンサ 5 の偏差出力 kact の現在以前に得られる時系列デ一夕 kact(k), kact(k-l), ·■·, kact(k-d+d2)に置き換えることができる。 こ のため、 この場合には、 推定偏差出力 V02(k+d)バーは、 目標偏差空燃 比 kcmdのデータを含まない次式 （ 1 4 ) により求めることができる。
V02(k+d)=a i . V02(k)+a2. V02(k— 1)+∑ ί}+ι · kact(k-j) (14) 次に、 前記スライディ ングモード制御器 2 7 を説明する。
本実施形態のスライディ ングモー ド制御器 2 7は、 通常的なスライデ ィ ングモー ド制御に、 外乱等の影響を極力排除するための適応則を加味 した適応ス ライ ディ ングモー ド制御によ り O 2 セ ンサ 6 の出力 V02/OUT をその目標値 VO2/TARGET に整定させるように （〇2 セン サ 6の偏差出力 V02 を 「 0」 に収束させるように）、 制御対象である前 記対象排気系 Eに与えるべき入力量 （詳しくは、 L A Fセンサ 5の出力 KACT (空燃比の検出値） と前記基準値 FLAF/BASE との偏差の目標値 で、 これは前記目標偏差空燃比 kcmd に等しい。 以下、 この入力量を S L D操作入力 Usl と称する） を決定し、 その決定した S L D操作入力 Usl から前記目標空燃比 KCMD を決定するものである。 そして、 その 処理のためのアルゴリズムは次のように構築されている。
まず、 スライディ ングモー ド制御器 2 7が実行する適応スライディ ン グモー ド制御のァルゴリズムに必要な切換関数と、 この切換関数により 定義される超平面 （これはすべり面とも言われる） とについて説明する, 本実施形態におけるスライディ ングモー ド制御の基本的な考え方とし ては、 制御すべき状態量 （制御量） として、 例えば各制御サイクルで得 られた 02 センサ 6の偏差出力 V02(k)と、 その 1 制御サイクル前に得 られた偏差出力 V02(k-1)とを用い、 スライディ ングモー ド制御用の切 換関数 σ を、 次式 （ 1 5 ) のよ う に、 これらの偏差出力 V02(k) ,
V02(k-1)を変数成分とする線形関数として定義する。 尚、 前記偏差出 力 V02(k), V02(k-1)を成分とするべク トルとして式 （ 1 5 ) 中の但し 書きで定義したべク トル Xを以下、 状態量 Xという。
o{k) = s\ ' V02{k)+S2 · V02(k-1)
Figure imgf000033_0001
この場合、 切換関数 σの係数 sl， s2 は、 次式 （ 1 6 ) の条件を満た すように設定する。
Λ S2
S1 '
(S1 =1のとき 一 1ぐ S2<1) (16) 尚、 本実施形態では、 簡略化のために係数 sl= 1 とし （この場合、 s2/sl = s2 である）、 一 1 <s2< 1の条件を満たすように係数 s2 の値 を設定している。
このような切換関数 σ に対して、 スライディ ングモード制御用の超平 面はひ = 0なる式によって定義されるものである。 この場合、 状態量 X は二次系であるので超平面 σ = 0は図 4に示すように直線となる。 該超 平面は、 位相空間の次数によって、 切換線又は切換面とも言われる。
尚、 本実施形態では、 スライディ ングモー ド制御用の切換関数の変数 成分である状態量として、 実際には前記推定器 2 6により求められる前 記推定偏差出力 V02 バーの時系列デ一夕を用いるのであるが、 これに ついては後述する。
本実施形態で用いる適応スライディ ングモ一 ド制御は、 状態量 X = (V02(k), V02(k-D) を上記の如く設定した超平面 σ = 0に収束させ るための制御則である到達則と、 その超平面 σ = 0への収束に際して外 乱等の影響を補償するための制御則である適応則 （適応ァルゴリズム） とにより該状態量 Xを超平面 σ == 0 に収束させる （図 4のモー ド 1 )。 そして、 該状態量 Xを所謂、 等価制御入力によって超平面ひ = 0に拘束 しつつ、 該状態量 Xを超平面 σ = 0上の平衡点である V02(k) = V02(k- 1)= 0となる点、 すなわち、 02センサ 6の出力 V02/OUT の時系列デ —夕 VO2/OUT(k)， V02/OUT(k-l)が目標値 V02/TARGET に一致する ような点に収束させる （図 4のモード 2 )。
上記のように状態量 Xを超平面 σ = 0の平衡点に収束させるためにス ライディ ングモー ド制御器 2 7が生成する前記 S L D操作入力 Usl (= 目標偏差空燃比 kcmd) は、 状態量 Xを超平面ひ = 0上に拘束するため の制御則に従って対象排気系 Eに与えるべき入力成分である等価制御入 力 Ueq と、 前記到達則に従って対象排気系 Eに与えるべき入力成分 Urch (以下、 到達則入力 Urch という） と、 前記適応則に従って対象 排気系 Eに与えるべき入力成分 Uadp (以下、 適応則入力 Uadp とい う） との総和により表される （次式 （ 1 7 ) )。
Usl = Ueq+Urじ h+Uadp (17)
そして、 これらの等価制御入力 Ueq、 到達則入力 Urch及び適応則入 力 Uadpは、 本実施形態では、 前記式 （ 1 1 ) により表される離散時間 系のモデル （式 （ 1 ) 中の L A Fセンサ 5の偏差出力 kact(k-dl)を合計 無駄時間 dを用いた目標偏差空燃比 kcmd(k-d)で置き換えたモデル） に 基づいて、 次のように決定する。 まず、 状態量 Xを超平面ひ = 0に拘束するために対象排気系 Eに与え るべき入力成分である前記等価制御入力 Ueq は、 σ (k+l)= σ (k)= 0 なる条件を満たす目標偏差空燃比 kcmdである。 そして、 このような条 件を満たす等価制御入力 Ueq は、 式 （ 1 1 ) と式 （ 1 5 ) とを用いて 次式 （ 1 8 ) により与えられる。
Ueq(k}=― (S · B) · {S · (A-j)} ' X(k+d)
— 1 r
= · {[s« ' ( — 1)十 s2j · V02(k十 d}
+ (si . a2— s2) . V02{k+d— 1)} (18) この式 （ 1 8 ) が本実施形態において、 制御サイクル毎に等価制御入 力 Ueq(k)を求めるための基本式である。
次に、 前記到達則入力 Urch は、 本実施形態では、 基本的には次式 ( 1 9 ) により決定するものとする。
Urch(k) -{S · B) ' F ' σ (k+d)
= sTb "F' °ik+d) ί19) すなわち、 到達則入力 Urch は、 前記合計無駄時間 dを考慮し、 合計 無駄時間 d後の切換関数 σの値 σ (k+d)に比例させるように決定する。
この場合、 式 （ 1 9 ) 中の係数 F (これは到達則のゲイ ンを規定す る） は、 次式 （ 2 0 ) の条件を満たすように設定する。
0<F<2 (20)
尚、 切換関数 σの値の挙動に関しては、 該切換関数 σの値が超平面 σ = 0に対して振動的な変化 （所謂チャタリ ング） を生じる虞れがあり、 このチヤタリ ングを抑制するためには、 到達則入力 Urch に係わる係数 Fは、 さらに次式 （ 2 1 ) の条件を満たすように設定することが好まし い。 0<F<1 (21)
次に、 前記適応則入力 Uadp は、 本実施形態では、 基本的には次式 ( 2 2 ) により決定するものとする （式 （ 2 2 ) 中の△ Tは排気側制御 ュニッ ト 7 aの制御サイクルの周期である）。
k+d
Uadp(k) = -{S♦ B)■ G · ∑ (ひ（i) ' ΔΤ》
i-=0
= T¥T G * 0 (ひ (i) · Δ丁） （22) すなわち、 適応則入力 Uadp は、 合計無駄時間 dを考慮し、 該合計無 駄時間 d後までの切換関数 σの値と排気側制御ユニッ ト 7 aの周期 Δ T との積の制御サイクル毎の積算値 （これは切換関数 σの値の積分値に相 当する） に比例させるように決定する。
この場合、 式 （ 2 2 ) 中の係数 G (これは適応則のゲイ ンを規定す る） は、 次式 （ 2 3 ) の条件を満たすように設定する。 ti一 r
G=J .
ΔΤ
(但し、 0<J<2) (23) 尚、 前記式 （ 1 6 )、 （ 2 0 )、 （ 2 1 )、 ( 2 3 ) の設定条件のより具体 的な導出の仕方については、 本願出願人が既に特開平 1 1 — 9 3 7 4 1 号公報あるいは米国特許出願 0 9 1 5 3 0 3 2等にて詳細に説明して いるので、 ここでは詳細な説明を省略する。
本実施形態におけるスライディ ングモード制御器 2 7は、 基本的には 前記式 （ 1 8 )、 （ 1 9 )、 ( 2 2 ) により決定される等価制御入力 Ueq. 到達則入力 Urch 及び適応則入力 Uadp の総和 （ Ueq + Urch + Uadp) を対象排気系 Eに与えるべき S L D操作入力 Usl として決定するので あるが、 前記式 （ 1 8 )、 （ 1 9 )、 ( 2 2 ) で使用する 02 センサ 6の偏 差出力 V02(k+d), V02(k+d-l)や、 切換関数ひ の値ひ （k+d)等は未来値 であるので直接的には得られない。
そこで、 本実施形態では、 スライディ ングモー ド制御器 2 7は、 実際 には、 前記式 （ 1 8 ) により前記等価制御入力 Ueq を決定するための 02 センサ 6の偏差出力 V02(k+d), V02(k+d-l)の代わりに、 前記推定 器 2 6で求められる推定偏差出力 V02(k+d)バー， V02(k+d-l)バーを 用い、 次式 （ 2 4 ) により制御サイクル毎の等価制御入力 Ueq を算出 する。
Figure imgf000037_0001
{[si ' (a 一，） +S2! · V02(k -d)
+ (si ' a2-s2) ' V02(k+d-1)} ,
(24) また、 本実施形態では、 実際には、 推定器 2 6 により前述の如く逐次 求められた推定偏差出力 V02 バーの時系列データを制御すべき状態量 とし、 前記式 （ 1 5 ) により設定された切換関数 σに代えて、 次式 （ 2 5 ) によりスライディ ングモー ド制御用の切換関数 σバーを定義する (この切換関数 σバーは、 前記式 （ 1 5 ) の偏差出力 V02 の時系列デ 一夕を推定偏差出力 V02 バーの時系列デ一夕で置き換えたものに相当 する）。 σ(Κ)=ει · V02(k)+s2 ' V02{k~1) (25) そして、 スライディ ングモード制御器 2 7は、 前記式 （ 1 9 ) により 前記到達則入力 Urch を決定するための切換関数 σの値の代わりに、 前 記式 （ 2 5 ) により表される切換関数ひバーの値を用いて次式 （ 2 6 ) により制御サイクル毎の到達則入力 Urchを算出する。 Urch (k) =^ ^ - F - a(k+d) (26) 同様に、 スライディ ングモード制御器 2 7は、 前記式 （ 2 2 ) により 前記適応則入力 Uadp を決定するための切換関数 σの値の代わりに、 前 記式 （ 2 5 ) により表される切換関数 σバーの値を用いて次式 （ 2 7 ) により制御サイクル毎の適応則入力 Uadpを算出する。
— 1 k+d―
Uadp(k)= ' G - ∑ (ひ (り · Δ T) (27) 尚、 前記式 （ 2 4 )， （ 2 6 )， ( 2 7 ) により等価制御入力 Ueq、 到 達則入力 Urch及び適応則入力 Uadp を算出する際に必要となる前記ゲ イン係数 al， a2， bl としては、 本実施形態では基本的には前記同定器 2 5により求められた最新の同定ゲイ ン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハツ ト， bl(k)ハツ トを用いる。
そして、 スライディ ングモー ド制御器 2 7は、 前記式 （ 2 4 ) , ( 2 6 )， ( 2 7 ) によりそれぞれ求められる等価制御入力 Ueq、 到達則入 力 Urch及び適応則入力 Uadp の総和を対象排気系 Eに与えるべき前記 S L D操作入力 Usl として求める （前記式 （ 1 7 ) を参照）。 尚、 この 場合において、 前記式 （ 2 4 )、 （ 2 6 )、 ( 2 7 ) 中で用いる前記係数 si, s2， F， Gの設定条件は前述の通りである。
これが、 本実施形態において、 スライディ ングモード制御器 2 7によ り、 対象排気系 Eに与えるべき S L D操作入力 Usl (=目標偏差空燃比 kcmd) を制御サイクル毎に決定するための基本的な演算処理 （ァルゴ リズム） である。 このようにして S L D操作入力 Usl を決定すること で、 該 S L D操作入力 Usl は、 02センサ 6の推定偏差出力 V02 バー を 「 0 」 に収束さ せる よ う に （結果的に は 02 セ ンサ 6 の出 力 V02/OUTを目標値 V02/TARGETに収束させるように） 決定される。 ところで、 本実施形態におけるスライディ ングモー ド制御器 2 7は最 終的には前記目標空燃比 KCMD を制御サイクル毎に逐次求めるものあ るが、 前述のように求められる S L D操作入力 Usl は、 L A Fセンサ 5で検出される空燃比と前記基準値 FLAF/BASE との偏差の目標値、 すなわち前記目標偏差空燃比 kcmdである。 このため、 スライディ ング モー ド制御器 2 7は、 最終的には、 次式 （ 2 8 ) に示すように、 制御サ ィ クル毎に、 前述の如く 求めた S L D操作入力 Usl に前記基準値 FLAF/BASE を加算することで、 目標空燃比 KCMDを決定する。
KCMD(k) = Usi(k)+FLAF/BASE
= UGfi(k) + Urch{k)+Uad (k)-fF F/BASE (28}
以上が本実施形態でスライディ ングモー ド制御器 2 7により 目標空燃 比 KCMD を決定するための基本的アルゴリズムである。
尚、 本実施形態では、 スライディ ングモード制御器 2 7 による適応ス ライディ ングモー ド制御の処理の安定性を判別して、 前記 S L D操作入 力 Uslの値を制限したりするのであるが、 これについては後述する。 次に、 前記劣化状態評価手段 1 3 bの処理を説明する。
本願発明者等の各種検討によれば、 前述のようにスライディ ングモー ド制御器 2 7 によ り 目標空燃比 KCMD を逐次求め、 この目標空燃比 KCMD に L A Fセンサ 5 の出力 KACT (エンジン 1 の空燃比の検出 値） を収束させるように前記機関側制御ユニッ ト 7 bによりエンジン 1 の燃料噴射量を調整したとき、 〇2センサ 6の出力 V02/OUT の時系列 データは、 前記超平面 σ = 0 に対して、 触媒装置 3の劣化状態に応じた 特徴的な変化を呈することが判明した。
この様子を図 5〜図 7 を参照して説明する。 これらの図 5〜図 7は、 それぞれ新品の触媒装置 3、 比較的小さな劣化度合いの触媒装置 3、 比 較的大きな劣化度合いの触媒装置 3について上記のようにエンジン 1 の 燃料噴射量を目標空燃比 KCMD に応じて調整した場合に、 排気側制御 ュニッ 卜 7 aの制御サイクル毎に得られる〇2センサ 6の偏差出力 VO2 の時系列データ V02(k)， V02(k- 1)の組、 すなわち前記状態量 Xのサン プリ ングデータを点描で示したものである。 また、 これらの I 5〜図 7 に併記した直線は、 前記超平面 σ = 0である。
これらの図 5〜図 7のうち、 図 5に見られるように、 状態量 Xは、 触 媒装置 3の新品状態では、 超平面 σ = 0の近傍に集積する傾向がある。 そして、 触媒装置 3の劣化が進行すると、 図 6や図 7 に見られるように、 状態量 Xは、 超平面 σ = 0から離間する側に分散する （超平面 σ = 0の まわりのばらつきが大きくなる） 傾向がある。 しかも、 その分散化は、 触媒装置 3の劣化度合いが大きい程 （劣化が進行している程）、 高まる 傾向がある。 換言すれば、 前記式 （ 1 5 ) により定めた切換関数 σの値 が、 触媒装置 3の劣化の進行に伴い 「 0」 から離間した値を採りやすく なり、 切換関数 σの値の 「 0」 に対するばらつきが大きくなる。 これは、 触媒装置 3の劣化の進行に伴い、 前記式 （ 1 ) の排気系モデルの誤差が 生じやすくなるため、 状態量 Xの超平面 σ = 0への収束性が低下するた めであると考えられる。
尚、 上記のような傾向は、 推定器 2 6 により求められる推定偏差出力 V02 バーを変数成分として前記式 （ 2 5 ) によ り定めた切換関数 σバ 一 （本実施形態でスライディ ングモード制御用の切換関数として実際に 用いる切換関数） の値についても同様に見られる傾向である。 但し、 切 換関数 σバーは、 〇2 センサ 6の偏差出力 V02 の推定値を用いるもの であるのに対し、 式 （ 1 5 ) の切換関数は〇 2 センサ 6の実際の偏差出 力 V02 を用いるものであるため、 触媒装置 3の実際の劣化状態がより よく反映されるものと考えられる。
このようなことから、 本実施形態では、 前記式 （ 1 5 ) により定めた 切換関数 σの値に基づいて触媒装置 3の劣化状態を評価する。 尚、 本実 施形態では、 スライディ ングモード制御用の実際の切換関数は、 前述の 如く、 推定器 2 6が求める推定偏差出力 VO2 バーを変数成分として前 記式 （ 2 5 ) により定義した切換関数ひ バ一である。 つまり、 厳密に言 えば、 式 （ 1 5 ) により定めた切換関数 σは、 本実施形態でのスライデ イ ングモー ド制御用の切渙関数ではない。 そこで、 以下の説明では、 式 ( 1 5 ) により定めた関数 σを、 劣化評価用線形関数 σという。
この劣化評価用線形関数 σに基づき前記劣化状態評価手段 1 3 が触 媒装置 3の劣化状態の評価を行うためのアルゴリズムは本実施形態では. 次のように構築されている。
すなわち、 触媒装置 3の劣化の進行に伴う前述のような劣化評価用線 形関数 σの値の変化の傾向を考慮し、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 該劣 化評価用線形関数 σの値の二乗値ひ 2を制御サイクル毎に逐次求める。 そして、 この二乗値 σ 2 にローパス特性のフィルタリ ング処理を施す ことにより該二乗値ひ 2の中心値 （以下、 これに参照符号 LSa 2 を付す る） を劣化評価用パラメ一夕として求める。
この場合、 劣化評価用パラメ一夕 LSひ 2 を求めるための上記フィル 夕リ ング処理は、 逐次型の統計処理アルゴリズムにより構成され、 次式 ( 2 9 ) により与えられる。
LS σ2 (k) =LS a' (k-1 ) + £ ( )】 ) ' ( ^ (k) -LS (k~1 ))
(29) すなわち、 劣化評価用パラメータ LSo 2 は、 排気側制御ユニッ ト 7 aの制御サイ クル毎に、 該劣化評価用パラメ一夕 LS σ 2 の前回値 LSa 2(k-l)と、 前記二乗値 σ 2 の現在値 σ 2(k)と、 次式 （ 3 0 ) の漸化 式により制御サイクル毎に更新されるゲイ ンパラメ一夕 BP とから逐次 更新されつつ求められる。
/ 、 1 ん Π2 ' BP (k- ヽ
ΘΡ k) = Τ -Π ' ^Π2 · ΒΡ Ck~d - Bp — O (30) ここで、 式 （ 3 0 ) 中の 「 7? 1」、 「 7? 2」 は 0 < 771≤ 1及び 0≤ 7? 2 < 2の条件を満たすように設定され、 その設定の仕方によって、 固定ゲ イン法、 漸減ゲイン法、 重み付き最小二乗法、 最小二乗法、 固定ト レー ス法等、 各種の具体的なアルゴリズムが構成される。 本実施形態では、 例えば 7? 1 を 「 1」 よ り も小さな正の所定値に設定する （ 0ぐ 7) 1 <
1 ) と共に、 7) 2= 1 とし、 重み付最小二乗法のアルゴリズムを採用し ている。
このようにして、 劣化評価用線形関数 σの二乗値 σ 2 の中心値 （本実 施形態では最小二乗中心値） としての劣化評価用パラメ一夕 LSo 2 を 求めたとき、 該劣化評価用パラメ一夕 LSa2 の値は、 触媒装置 3の劣 化状態に対して、 図 8に示すような傾向を呈する。 図 8は前記図 5〜図 7の触媒装置 3の各劣化状態において、 前述のように求められる劣化評 価用パラメ一夕 LSa 2 と触媒装置 3 を流れる排ガスの流量 （以下、 排 ガスボリュームという） との関係を示すものである。
図 8に見られるように、 劣化評価用パラメ一夕 LSa 2 は、 触媒装置 3の各劣化状態において前記排ガスボリユ ームによらずにほぼ一定とな ると共に、 触媒装置 3の劣化の進行に伴い、 値が大きくなる。 従って、 劣化評価用パラメ一夕 LSo 2 の値が触媒装置 3の劣化度合いを表すも のとなる。
また、 本実施形態では、 例えば触媒装置 3の交換を要するかもしくは その交換時期が近い程度に該触媒装置 3が劣化した状態 （以下、 劣化進 行状態という） と、 それほどには劣化していない状態 （以下、 未劣化状 態という） とに分けて触媒装置 3の劣化状態を把握することとし、 上記 「劣化進行状態」 において、 その旨を前記劣化報知器 2 9 により報知す る。
そこで、 本実施形態では、 図 8の破線で示すように、 劣化評価用パラ メータ LSひ 2に対する閾値 CATAGELMT をあらかじめ設定しておく。 そして、 劣化評価用パラメ一夕 LS a 2が上記閾値 CATAGELMT以上と なったときに、 触媒装置 3の劣化状態が 「劣化進行状態」 であると判断 し、 劣化評価用パラメ一夕 LS G 2が上記閾値 CATAGELMT に満たない 場合は、 触媒装置 3の劣化状態が 「未劣化状態」 であると判断する。 以上説明したアルゴリズムが、 劣化状態評価手段 1 3 bによる触媒装 置 3の劣化状態の評価の基本的なアルゴリズムである。 尚、 劣化状態評 価手段 1 3 bは、 触媒装置 3の劣化状態の評価に際して排ガスボリ ユー ムの変化状態の把握等、 付加的な処理も行うのであるが、 これについて は後述する。
次に、 前記機関側制御ユニッ ト 7 bの大局的フィードバック制御部 1 5、 特に前記適応制御器 1 8をさらに説明する。
前記図 1 を参照して、 大局的フィー ドバック制御部 1 5は、 前述のよ う に L A Fセンサ 5 の出力 KACT (空燃比の検出値） を目標空燃比 KCMD に収束させるようにフィー ドバック制御を行う ものである。 こ のとき、 このようなフィードバック制御を周知の P I D制御だけで行う ようにすると、 エンジン 1 の運転状態の変化や経年的特性変化等、 動的 な挙動変化に対して、 安定した制御性を確保することが困難である。 前記適応制御器 1 8は、 上記のようなエンジン 1の動的な挙動変化を 補償したフィー ドバック制御を可能とする漸化式形式の制御器であり、 I . D . ランダウ等により提唱されているパラメ一夕調整則を用いて、 図 9 に示すように、 複数の適応パラメ一夕を設定するパラメ一夕調整部 3 0 と、 設定された適応パラメ一夕を用いて前記フィ一ドノ ック操作量 KSTRを算出する操作量算出部 3 1 とにより構成されている。
ここで、 パラメ一夕調整部 3 0について説明すると、 ランダウ等の調 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 分子の多項式を一般的に下記の式 （ 3 1 )， ( 3 2 ) のようにおいたとき パラメ一夕調整部 3 0が設定する適応パラメ一夕 6>ハツ ト（j) ( j は制 御サイクルの番数を示す） は、 式 （ 3 3 ) のようにベク トル （転置べク トル） で表される。 また、 パラメ一夕調整部 3 0への入力 ζ (j)は、 式 ( 3 4) のように表される。
この場合、 本実施形態では、 大局的フィードバック制御部 1 5の制御 対象であるエンジン 1がー次系で 3制御サイクル分の無駄時間 dp (ェ ンジン 1の燃焼サイクルの 3サイクル分の時間） を持つプラントと考え. 式 （ 3 1 ) 〜式 （ 3 4 ) で m= n = l， dp= 3とし、 設定する適応パ ラメ一夕は S O, r 1， r 2, r 3, b 0 の 5個とした （図 9参照）。 尚、 式 （ 3 4 ) の上段式及び中段式における u s, y s は、 それぞれ、 制御 対象への入力 （操作量） 及び制御対象の出力 （制御量） を一般的に表し たものであるが、 本実施形態では、 上記入力をフィー ドバック操作量 KSTR、 制御対象 （エンジン 1 ) の出力を前記 L A Fセンサ 5 の出力 KACT (空燃比の検出値） とし、 パラメ一夕調整部 3 0への入力 ζ (]')を、 式 （ 3 4) の下段式により表す （図 9参照）。
A(Z.')=1+W'+ +anZ ft (3t)
Figure imgf000044_0001
(32) (j)
Figure imgf000045_0001
[^0{}) 1 (j), ,rm+cip-1 (j).so(j)——- ,Sn-1 (j)]
Figure imgf000045_0002
«TT(j) = [us (j) us{j— m— dp+1) , ys CD , ys (j— ]
= [us (j) , us (j— 1) , us (j— 2) , us (j— 3) , ys (j) ]
= CKSTR (j) , KSTR , KSTR (j-2) , KSTR (j-3) , KACT (j) ]
(34) ここで、 前記式 （ 3 3 ) に示される適応パラメータ 0ハツ トは、 適応 制御器 1 8のゲイ ンを決定するスカラ量要素 b 0 八ッ ト （ j )、 操作量 を用いて表現される制御要素 BR ハッ ト （ Ζ ·ι, j )、 及び制御量を用 いて表現される制御要素 Sハッ ト （ Z-i, j ) からなり、 それぞれ、 次 式 （ 3 5 ) 〜 （ 3 7 ) により表現される （図 9の操作量算出部 3 1のブ ロック図を参照）。 bo = τ ~ (35)
8R (ΖΓ'ΐ)
Figure imgf000045_0003
.-lrm+dp-iZ"(n+tip~1> (36)
=πΖ +Γ2∑ +raz
S CZ~' j) =so+si2~+ …… - sn->Zin"° (37) パラメータ調整部 3 0は、 これらのスカラ量要素や制御要素の各係数 を設定して、 それを式 （ 3 3 ) に示す適応パラメ一夕 0ハッ トとして操 作量算出部 3 1 に与えるもので、 現在から過去に渡るフィー ドバック操 作量 KSTR の時系列データと L A Fセンサ 5の出力 KACT とを用いて. 該出力 KACTが前記目標空燃比 KCMD に一致するように、 適応パラメ 一夕 Θハッ トを算出する。
この場合、 具体的には、 適応パラメータ 0ハツ トは、 次式 （ 3 8 ) に より算出する。
Θ (i) = Θ (ト 1) +「 （ト1) · ζ (j-dp) - e"(j) (38) 同式 （ 3 8 ) において、 Γ (j)は、 適応パラメ一夕 0ハッ トの設定速 度を決定するゲイン行列 （この行列の次数は m + n + d p)、 e * (j)は、 適応パラメ一夕 0ハツ 卜の推定誤差を示すもので、 それぞれ式 （ 3 9 )， , (4 0 ) のような漸化式で表される。 r (j =丄 . 「「 (i 0 Λ2 ） · 「 （卜1) · (卜 dp) · (卜 dp) ' 「 （j— ι)η
Α， （ し A1 (I) +λ2 (I) · 了（j— dp) · Γ (i-1) ' ζ (j-dp) J
担し、 0<Ai(j)≤1, 0≤A2{j)<2, 「（0)>0 (39) i、
e (.] ( 0)
Figure imgf000046_0001
ここで、 式 （ 4 0 ) 中の 「D ( Ζ -ι)」 は、 収束性を調整するための 漸近安定な多項式であり、 本実施形態では D ( Z 1) = 1 としている。
尚、 式 （ 3 9 ) の A l(j)， λ 2(j)の選び方により、 漸減ゲイ ンァルゴ リズム、 可変ゲインアルゴリズム、 固定トレースアルゴリズム、 固定ゲ ィンァルゴリズム等の種々の具体的なァルゴリズムが得られる。 ェンジ ン 1の燃料噴射あるいは空燃比等の時変ブラン トでは、 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。
前述のようにパラメ一夕調整部 3 0により設定される適応パラメータ 0ハッ ト （ s 0， r 1, r 2, r 3， b 0) と、 前記排気側主演算処理部 1 3の目標空燃比算出手段 1 3 aにより決定される目標空燃比 KCMD と を用いて、 操作量算出部 3 1は、 次式 （ 4 1 ) の漸化式により、 フィー ドバック操作量 KSTR を求める。 図 9の操作量算出部 3 1 は、 同式 ( 4 1 ) の演算をブロック図で表したものである。 KSTR (j)= - [ KCMD (j)一 SO ' KACT (j) - Γ1 · KSTR )
-Γ2 ' KSTR (J— 2) -T3 ' KSTR (j-3) ] (41 ) 尚、 式 （ 4 1 ) により求められるフィー ドバック操作量 KSTR は、 L A Fセンサ 5の出力 KACTが目標空燃比 KCMD に一致する状態にお いて、 「目標空燃比 KCMD」 となる。 このために、 前述の如く、 フィー ドバック操作量 KSTR を除算処理部 1 9によって目標空燃比 KCMD で 除算することで、 前記フィー ドバック補正係数 KFB として使用できる フィー ドバック操作量 kstrを求めるようにしている。
このように構築された適応制御器 1 8は、 前述したことから明らかな ように、 制御対象であるエンジン 1 の動的な挙動変化を考慮した漸化式 形式の制御器であり、 換言すれば、 エンジン 1 の動的な挙動変化を補償 するために、 漸化式形式で記述された制御器である。 そして、 より詳し くは、 漸化式形式の適応パラメ一夕調整機構を備えた制御器と定義する ことができる。
尚、 この種の漸化式形式の制御器は、 所謂、 最適レギユレ一夕を用い て構築する場合もあるが、 この場合には、 一般にはパラメ一夕調整機構 は備えられておらず、 エンジン 1 の動的な挙動変化を補償する上では、 前述のように構成された適応制御器 1 8が好適である。
以上が、 本実施形態で採用した適応制御器 1 8の詳細である。
尚、 適応制御器 1 8 と共に、 大局的フィ一ドバック制御部 1 5 に具備 した P I D制御器 1 7は、 一般の P I D制御と同様に、 L A Fセンサ 5 の出力 KACT と、 その目標空燃比 KCMD との偏差から、 比例項 （ P 項）、 積分項 （ I 項） 及び微分項 （D項） を算出し、 それらの各項の総 和をフィー ドバック操作量 KLAF として算出する。 この場合、 本実施 形態では、 積分項 （ I 項） の初期値を " 1 " とすることで、 L A Fセン サ 5の出力 KACTが目標空燃比 KCMD に一致する状態において、 フィ 一ドノ ック操作量 KLAF が " 1 " になるようにし、 該フィ一 ドノ 'ック 操作量 KLAF をそのまま燃料噴射量を補正するための前記フィー ドバ ック補正係数 KFB として使用することができるよう している。 また、 比例項、 積分項及び微分項のゲインは、 エンジン 1 の回転数 NE と吸気 圧 PB とから、 あらかじめ定められたマップを用いて決定される。
また、 大局的フィードバック制御部 1 5の前記切換部 2 0は、 ェンジ ン 1 の冷却水温の低温時や、 高速回転運転時、 吸気圧の低圧時等、 ェン ジン 1 の燃焼が不安定なものとなりやすい場合、 あるいは、 目標空燃比 KCMD の変化が大きい時や、 空燃比のフィー ドバック制御の開始直後 等、 これに応じた L A Fセンサ 5の出力 KACT が、 その L A Fセンサ 5の応答遅れ等によって、 信頼性に欠ける場合、 あるいは、 エンジン 1 のアイ ドル運転時のようエンジン 1 の運転状態が極めて安定していて、 適応制御器 1 8による高ゲイン制御を必要としない場合には、 P I D制 御器 1 7 により求められるフィー ドバック操作量 KLAF を燃料噴射量 を補正するためのフィードバック補正量数 KFB として出力する。 そし て、 上記のような場合以外の状態で、 適応制御器 1 8により求められる フィー ドバック操作量 KSTR を目標空燃比 KCMD で除算してなるフィ —ドバック操作量 kstr を燃料噴射量を補正するためのフィードバック 補正係数 KFB として出力する。 これは、 適応制御器 1 8が、 高ゲイン 制御で、 L A Fセンサ 5の出力 KACT を急速に目標空燃比 KCMD に収 束させるように機能するため、 上記のようにエンジン 1 の燃焼が不安定 となったり、 L A Fセンサ 5の出力 KACT の信頼性に欠ける等の場合 に、 適応制御器 1 8のフィードバック操作量 KSTR を用いると、 かえ つて空燃比の制御が不安定なものとなる虞れがあるからである。
このような切換部 2 0の作動は、 例えば特開平 8— 1 0 5 3 4 5号公 報あるいは米国特許第 5 5 5 8 0 7 5号に本願出願人が詳細に開示して いるので、 ここでは、 さらなる説明を省略する。
次に本実施形態の装置の作動の詳細を説明する。
まず、 図 1 0のフローチャー トを参照して、 前記機関側制御ユニッ ト 7 bによるエンジン 1 の空燃比の制御のためのエンジン 1の各気筒毎の 出力燃料噴射量 #nTout ( n =1, 2， 3, 4) の算出処理について説明す る。 機関側制御ユニッ ト 7 bは、 各気筒毎の出力燃料噴射量 #nT0Ut の 算出処理をエンジン 1 のクランク角周期 （TD C) と同期した制御サイ クルで次のように行う。
機関側制御ユニッ ト 7 bは、 まず、 前記 L A Fセンサ 5及び O 2 セン サ 6を含む各種センサの出力を読み込む （ S T E P a；)。 この場合、 L A Fセンサ 5の出力 KACT及び 02センサ 6の出力 VO2/OUTはそれぞ れ過去に得られたものを含めて時系列的に図示しないメモリに記憶保持 される。
次いで、 基本燃料噴射量算出部 8によって、 前述の如くエンジン 1の 回転数 NE及び吸気圧 PB に対応する燃料噴射量をスロッ トル弁の有効 開口面積に応じて補正してなる基本燃料噴射量 Tim が求められる （ S T E P b)。 さ らに、 第 1補正係数算出部 9によって、 エンジン 1 の冷 却水温やキヤニス夕のパージ量等に応じた第 1補正係数 KTOTAL が算 出される （S T E P c；)。
次いで、 機関側制御ユニッ ト 7 bは、 エンジン 1の運転モー ドが排気 側主演算処理部 1 3の目標空燃比算出手段 1 3 aが生成する目標空燃比 KCMD を使用して燃料噴射量の調整を行う運転モー ド （以下、 通常運 転モードという） であるか否かの判別処理を行って、 該運転モー ドが通 常運転モー ドであるか否かをそれぞれ値 「 1 」， 「 0」 で表すフ ラグ f/prism/onの値を設定する （S T E P d)。
上記の判別処理では、 図 1 1に示すように、 O 2 センサ 6及び L A F センサ 5が活性化しているか否かの判別が行われる （ S T E P d — 1， d — 2 )。 このとき、 いずれかが活性化していない場合には、 排気側主 演算処理部 1 3の処理に使用する〇 2 センサ 6や L A Fセンサ 5の検出 データを精度よく得ることができない。 従って、 エンジン 1 の運転モー ドは通常運転モー ドではなく、 フラグ f/prism/on の値を 「 0」 にセッ 卜する （ S T E P d— 1 0 )。
また、 エンジン 1 のリーン運転中 （希薄燃焼運転中） であるか否か ( S T E P d — 3 )、 エンジン 1 の始動直後の触媒装置 3の早期活性化 を図るためにエンジン 1 の点火時期が遅角側に制御されているか否か ( S T E P d — 4 )、 エンジン 1 のスロッ トル弁が略全開であるか否か ( S T E P d — 5 )、 及びエンジン 1 への燃料供給の停止中 （フユエル カッ ト中） であるか否か （ S T E P d— 6 ) の判別が行われる。 これら のいずれかの条件が成立している場合には、 排気側主演算処理部 1 3が 生成する目標空燃比 KCMD を使用してエンジン 1 の燃料供給を制御す ることは好ましくないか、 もしくは制御することができない。 従って、 エンジン 1 の運転モー ドは通常運転モー ドではなく、 フラグ f/prism/on の値を 「 0」 にセッ トする （ S T E P d— 1 0 )。
さ らに、 エンジン 1 の回転数 NE及び吸気圧 PBがそれぞれ所定範囲 内 （正常な範囲内） にあるか否かの判別が行われる （ S T E P d — 7， d — 8 )。 このとき、 いずれかが所定範囲内にない場合には、 排気側主 演算処理部 1 3が生成する目標空燃比 KCMD を使用してエンジン 1 の 燃料供給を制御することは好ましくない。 従って、 エンジン 1 の運転モ ー ドは通常運転モードではなく、 フラグ f/prism/on の値を 「 0」 にセ ッ 卜する （ S T E P d— 1 0 )。
そして、 S T E P d — 1， d — 2 , d— 7 , d— 8の条件が満たされ、 且つ、 S T E P d— 3 , d— 4， d— 5， d— 6の条件が成立していな い場合 （これは、 エンジン 1 の通常的な運転状態である） に、 エンジン 1 の運転モー ドが通常運転モー ドであるとして、 フラグ f/prism/on の 値を 「 1」 にセッ トする （ S T E P cl — 9 )。
図 1 0の説明に戻って、 上記のようにフラグ f/prism/on の値を設定 した後、 機関側制御ュニッ 卜 7 bは、 フラグ f/prism/on の値を判断し ( S T E P e；)、 f/prism/on= 1 である場合には、 排気側主演算処理部 1 3で生成された最新の目標空燃比 KCMD を読み込む （ S T E P f ), また、 f/prismん n= 0である場合には、 目標空燃比 KCMD を所定値に 設定する （ S T E P g )。 この場合、 目標空燃比 KCMD として設定す る所定値は、 例えばエンジン 1 の回転数 NEや吸気圧 PBからあらかじ め定めたマツプ等を用いて決定する。
次いで、 機関側制御ユニッ ト 7 bは、 前記局所的フィードバック制御 部 1 6 において、 前述の如くオブザーバ 2 1 により L A Fセンサ 5の出 力 KACT から推定した各気筒毎の実空燃比 #nA/F ( n =1, 2， 3, 4) に基づき、 P I D制御器 2 2 により、 各気筒毎のばらつきを解消するよ うにフィー ドバック補正係数 #nKLAF を算出する （ S T E P h )。 さら に、 大局的フィードバック制御部 1 5により、 フィー ドバック補正係数 KFBを算出する （ S T E P i )。
この場合、 大局的フィードバック制御部 1 5は、 前述の如く、 P I D 制御器 1 7 により求められるフィー ドバック操作量 KLAF と、 適応制 御器 1 8 により求められるフィー ドバック操作量 KSTR を目標空燃比 KCMD で除算してなるフィ一 ドバック操作量 kstr とから、 切換部 2 0 によってエンジン 1 の運転状態等に応じていずれか一方のフィー ドバッ ク操作量 KLAF 又は kstr を選択する （通常的には適応制御器 1 8側の フィー ドバック操作量 kstr を選択する）。 そして、 選択したフィ ー ドバ ック操作量 KLAF 又は kstr を燃料噴射量を補正するためのフィー ドバ ック補正量数 KFBとして出力する。
尚、 フィードバック補正係数 KFB を、 P I D制御器 1 7側のフィー ドバック操作量 KLAF から適応制御器 1 8側のフィー ドバック操作量 kstr に切り換える際には、 該補正係数 KFB の急変を回避するために、 適応制御器 1 8は、 その切換えの際の制御サイクルに限り、 補正係数 KFB を前回の補正係数 KFB ( = KLAF) に保持するように、 フィー ド バック操作量 KSTR を求める。 同様に、 補正係数 KFB を、 適応制御器 1 8側のフィー ドバック操作量 kstr から P I D制御器 1 7側のフィー ドバック操作量 KLAF に切り換える際には、 P I D制御器 1 7は、 自 身が前回の制御サイクルで求めたフィー ドバック操作量 KLAF が、 前 回の補正係数 KFB ( = kstr) であったものと して、 今回の補正係数 KLAFを算出する。
上記のようにしてフィードバック補正係数 KFB が算出された後、 さ らに、 前記 S T E P f あるいは S T E P gで決定された目標空燃比 KCMD に応じた第 2補正係数 KCMDMが第 2補正係数算出部 1 0によ り算出される （S T E P j )。
次いで、 機関側制御ユニッ ト 7 bは、 前述のように求められた基本燃 料噴射量 Timに、 第 1補正係数 KTOTAL、 第 2補正係数 KCMDM、 フ イードバック補正係数 KFB、 及び各気筒毎のフィー ドバック補正係数 #nKLAF を乗算することで、 各気筒毎の出力燃料噴射量 #n T out を求 める （ S T E P k )。 そして、 この各気筒毎の出力燃料噴射量 #n Tout が、 付着補正部 2 3によって、 エンジン 1 の吸気管における燃料の壁面 付着を考慮した補正を施された後 （ S T E P m)、 エンジン 1の図示し ない燃料噴射装置に出力される （ S T E P n )。
そして、 エンジン 丄 にあっては、 各気筒毎の出力燃料噴射量 #nT out に従って、 各気筒への燃料噴射が行われる。 以上のような各気筒毎の出力燃料噴射量 #nT out の算出及びそれに応 じたエンジン 1への燃料噴射がエンジン 1のクランク角周期に同期した サイ クルタイ ムで逐次行われ、 これによ り L A Fセ ンサ 5 の出力 KACT (空燃比の検出値） が、 目標空燃比 KCMD に収束するように、 エンジン 1の空燃比が制御される。 この場合、 特に、 フィードバック補 正係数 KFBとして、 適応制御器 1 8側のフィ―ドバック操作量 kstrを 使用している状態では、 エンジン 1の運転状態の変化や特性変化等の挙 動変化に対して、 高い安定性を有して、 L A Fセンサ 5の出力 KACT が迅速に目標空燃比 KCMD に収束制御される。 また、 エンジン 1が有 する応答遅れの影響も適正に補償される。
一方、 前述のようなエンジン 1の燃料供給の制御と並行して、 前記排 気側制御ユニッ ト 7 aは、 一定周期の制御サイクルで図 1 2のフローチ ャ一 卜に示すメインルーチン処理を実行する。
すなわち、 図 1 2を参照して、 排気側制御ユニッ ト 7. aは、 まず、 前 記排気側主演算処理部 1 3における演算処理を実行するか否かの判別処 理を行って、 その実行の可否を規定するフラグ f/prism/cal の値を設定 する （S T E P 1 )。 尚、 フラグ f/prism/calの値は、 それが 「 0」 のと き、 排気側主演算処理部 1 3における演算処理を行わないことを意味し、 「 1」 のとき、 排気側主演算処理部 1 3における演算処理を行う ことを 意味する。
上記の判別処理は、 図 1 3のフローチヤ一 卜に示すように行われる。 すなわち、 O 2 センサ 6及び L A Fセンサ 5が活性化しているか否か の判別が行われる （ S T E P 1 — 1， 1 一 2 )。 このとき、 いずれかが 活性化していない場合には、 排気側主演算処理部 1 3の処理に使用する 02 センサ 6及び L A Fセンサ 5の検出デ一夕を精度よく得ることがで きないため、 フラグ f/prism/cal の値を 「 0」 にセッ トする （S T E P 1 — 6 )。 さ らにこのとき、 问定器 2 5の後述する初期化を行うために その初期化を行うか否かを規定するフラグ f/id/reset の値を 「 1」 にセ ッ 卜する （ S T E P l — 7 )。 ここで、 フラグ f/id/reset の値は、 それ 「 1」 であるとき、 同定器 2 5の初期化を行う ことを意味し、 「 0」 であるとき、 初期化を行わないことを意味する。
また、 エンジン 1 のリーン運転中 （希薄燃焼運転中） であるか否か ( S T E P 1 一 3 )、 及びエンジン 1の始動直後の触媒装置 3の早期活 性化を図るためにエンジン 1の点火時期が遅角側に制御されているか否 か （ S T E P 1 — 4) の判別が行われる。 これらのいずれかの条件が成 立 し て い る 場合には、 02 セ ンサ 6 の出力 V02/OUT を 目標値 V02/TARGET に整定させるような目標空燃比 KCMD を算出しても、 それをエンジン 1の燃料供給の制御に使用することはないので、 フラグ f/prism/cal の値を 「 0」 にセッ トする （S T E P 1 — 6 )。 さらにこの とき、 同定器 2 5 の初期化を行うために、 フラグ f/id/reset の値を 「 1」 にセッ トする （S T E P 1 — 7 )。
図 1 2の説明に戻って、 上記のような判別処理を行った後、 排気側制 御ュニッ ト 7 aは、 さらに、 同定器 2 5による前記ゲイン係数 al， a2， bl の同定 （更新） 処理を実行するか否かの判別処理を行って、 その実 行の可否を規定するフラグ f/id/cal の値を設定する （ S T E P 2 )。 尚、 フラグ f/id/cal の値は、 それが 「 0」 のとき、 同定器 2 5による前記ゲ イ ン係数 al, a2, bl の同定 （更新） 処理を行わないことを意味し、 「 1」 のとき、 同定 （更新） 処理を行うことを意味する。
この S T E P 2の判別処理では、 エンジン 1のス口ッ トル弁が略全開 であるか否か、 及びエンジン 1への燃料供給の停止中 （フユエルカッ ト 中） であるか否かの判別が行われる。 これらのいずれかの条件が成立し ている場合には、 前記ゲイン係数 al， a2， bl を適正に同定することが 困難であるため， フラグ f/id/cal の値を 「 0」 にセッ トする。 そして、 上記のいずれの条件も成立していない場合には、 同定器 2 5 による前記 ゲイ ン係数 al. a2, bl の同定 （更新） 処理を実行すべく フ ラ グ f/id/calの値を 「 1」 にセッ トする。
次いで、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 前記減算処理部 1 1 ， 1 2 によ りそれぞれ最新の前記偏差出力 kact(k) ( = KACT(k) - FLAF/BASE) 及び V02(k) ( = V02/OUT(k) - V02/TARGET) を算出する （ S T E P 3 )。 この場合、 減算処理部 1 1 , 1 2は、 前記図 1 0の S T E P aに おいて取り込まれて図示しないメモリに記憶された L A Fセンサ 5の出 力 KACT及び 02センサ 6の出力 V02/OUTの時系列デ一夕の中から、 最新のものを選択して前記偏差出力 kact(k)及び V02(k)を算出する。 そしてこの偏差出力 kact(k)及び V02(k)は、 排気側制御ュニッ ト 7 a において、 過去に算出したものを含めて時系列的に図示しないメモリに 記憶保持される。
次いで、 排気側制御ュニッ 卜 7 aは、 前記 S T E P 1で設定されたフ ラグ f/prism/calの値を判断する （ S T E P 4 )。 このとき、 f/prism/cal = 0である場合、 すなわち、 排気側主演算処理部 1 3の演算処理を行わ ない場合には、 スライディ ングモード制御器 2 7で求めるべき前記 S L D操作入力 Usl (目標偏差空燃比 kcmd) を強制的に所定値に設定する ( S T E P 1 3 )。 この場合、 該所定値は、 例えばあらかじめ定めた固 定値 （例えば 「 0」） あるいは前回の制御サイクルで決定した S L D操 作入力 Uslの値である。
尚、 このように S L D操作入力 Usl を所定値とした場合において、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 その所定値の S L D操作入力 Usl に前記 基準値 FLAF/BASE を加算することで、 今回の制御サイクルにおける 目標空燃比 KCMD を決定し （ S T E P 1 4 )、 今回の制御サイクルの 処理を終了する。
一方、 S T E P 4の判断で、 f/prism/cal= 1である場合、 すなわち、 排気側主演算処理部 1 3の演算処理を行う場合には、 排気側制御ュニッ ト 7 aは、 まず、 前記 S標空燃比算出手段 1 3 aの同定器 2 5による演 算処理を行う （ S T E P 5 )。
この同定器 2 5による演算処理は図 1 4のフローチャー トに示すよう に行われる。
すなわち、 同定器 2 5は、 まず、 前記 S T E P 2で設定されたフラグ f/id/cal の値を判断する （S T E P 5— 1 )。 このとき f/id/cal= 0であ れば、 同定器 2 5によるゲイン係数 al， a2, bl の同定処理を行わない ので、 直ちに図 1 2のメインルーチンに復帰する。
一方、 f/id/cal = 1であれば、 同定器 2 5は、 さ らに該同定器 2 5の 初期化に係わる前記フラグ fバ d/reset の値 （これは、 前記 S T E P 1で その値が設定される） を判断し （ S T E P 5— 2 )、 f/id/reset= 1であ る場合には、 同定器 2 5の初期化を行う （ S T E P 5 — 3 )。 この初期 化では、 前記同定ゲイ ン係数 al ハッ ト， a2 ノ、ッ ト， bl ノ ソ トの各値 があらかじめ定めた初期値に設定され （式 （ 4) の同定ゲイ ン係数べク トル Θの初期化）、 また、 前記式 （ 9 ) で用いる行列 P (対角行列） の 各成分があ らか じめ定めた初期値に設定される。 さ ら に、 フ ラ グ f/id/resetの値は 「 0」 にリセッ トされる。
次いで、 同定器 2 5は、 現在の同定ゲイン係数 al(k-l)ハッ ト， a2(k- 1)ハッ ト， bl(k-l)ハッ トの値と、 前記 S T E P 3で制御サイクル毎に 算出される偏差出力 V02 及び kact の過去値のデータ V02(k-1), V02(k-2)， kact(k-d-l)とを用いて、 前記式 （ 3 ) によ り前記同定偏差 出力 V02(k)ハッ トを算出する （S T E P 5 — 4)。
さ らに同定器 2 5は、 新たな同定ゲイ ン係数 alハッ ト， a2八ッ ト， bl ハッ トを決定する際に使用する前記ベク トル K 0 (k)を式 （ 9 ) によ り算出した後 （ S T E P 5 - 5 )、 前記同定誤差 id/e(k) (前記同定偏差 出力 V02ハッ トと、 実際の偏差出力 V02 との偏差。 式 （ 7 ) 参照） を 算出する （ S T E P 5 - 6 )。
こ こで、 前記同定誤^ id/e(k)は、 基本的には、 前記式 （ 7 ) に従つ て算出すればよいのであるが、 本実施形態では、 前記図 1 2の S T E P 3で制御サイクル毎に算出する偏差出力 V02 と、 前記 S T E P 5— 4 で制御サイクル毎に算出する同定偏差出力 V02 ノ、ッ トとから式 （ 7 ) の演算により得られた偵 （ = V02(k)_ VO2(k)ハッ ト） に、 さ らにロー パス特性のフィル夕リ ングを施すことで同定誤差 id/e(k)を求める。
これは、 触媒装置 3を含む対象排気系 Eの挙動は一般にローパス特性 を有するため、 前記排気系モデルのゲイン係数 al, a2, bl を適正に同 定する上では、 対象排気系 Eの低周波数側の挙動を重視することが好ま しいからである。
尚、 このようなフィルタ リ ングは、 結果的に、 偏差出力 V02 及び同 定偏差出力 V02 ハッ 卜の両者に同じローパス特性のフィルタリ ングが 施されていればよく、 例えば偏差出力 V02及び同定偏差出力 V02ハッ 卜にそれぞれ各別にフィルタリ ングを施した後に式 （ 7 ) の演算を行つ て同定誤差 id/e(k)を求めるようにしてもよい。 また、 前記のフィル夕 リ ングは、 例えばディ ジタルフィル夕の一手法である移動平均処理によ つて行われる。
次いで、 同定器 2 5は、 S T E P 5— 6で求めた同定誤差 id/e(k)と 前記 S T E P 5 — 5で算出した K 6) (k)とを用いて前記式 （ 8 ) によ り 新たな同定ゲイ ン係数ベク トル Θ (k)、 すなわち、 新たな同定ゲイ ン係 数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハッ 卜 ' bl(k)ハッ トを算出する （ S T E P 5 — 7 )。 このようにして新たな同定ゲイ ン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハツ 卜， bl(k)ハッ トを算出した後、 同定器 2 5は、 該同定ゲイン係数 alハッ ト a2 ハッ ト， bl ノ、ッ ト （同定ゲイ ン係数ベク トル Θの要素） の値を、 所 定の条件を満たすように制限する処理を行う （ S T E P 5 — 8 )。 そし て、 同定器 2 5は次回の制御サイクルの処理のために前記行列 P (k)を 前記式 （ 1 0 ) により更新した後 （ S T E P 5 — 9 )、 図 1 2のメイ ン ルーチンの処理に復帰する。
この場合、 上記 S T E P 5 — 8 において同定ゲイン係数 al ハツ ト， a2 ノヽッ ト， bl ハッ トの値を制限する処理は、 同定ゲイン係数 al ハツ ト， a2 ハッ トの値の組み合わせを所定の組み合わせに制限する処理 (同定ゲイン係数 alハツ ト， a2ハツ トを成分とする座標平面上の所定 の領域内に点 （al ハッ ト， a2 ノ、ッ ト） を制限する処理） と、 同定ゲイ ン係数 bl ハツ 卜の値を所定の範囲内に制限する処理とからなる。 前者 の処理では、 S T E P 5 — 7 で算出した同定ゲイン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハッ トにより定まる上記座標平面上の点 （al(k)ハッ ト， a2(k)ハ ッ ト） が該座標平面上にあらかじめ定めた所定の領域から逸脱している 場合に同定ゲイ ン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハッ トの値を強制的に上記 所定の領域内の点の値に制限する。 また、 後者の処理では、 前記 S T E P 5 - 7で算出した同定ゲイ ン係数 bl(k)ハッ トの値が所定の範囲の上 限値あるいは下限値を超えている場合に、 該同定ゲイン係数 bl(k)ハツ 卜の値を強制的にその上限値あるいは下限値に制限する。
このような同定ゲイン係数 al ノヽッ 卜， a2 ノ、ッ ト， bl )ヽッ トの制限 処理は、 スライディ ングモー ド制御器 2 7が算出する S L D操作入力 Usl (目標偏差空燃比 kcmd)、 ひいては目標空燃比 KCMD の安定性を 確保するためのものである。
尚、 このような同定ゲイン係数 al ハッ ト， a2 ノ、ッ ト， bl ゾ、ッ 卜の 制限処理のより具体的な手法については、 本願出願人が例えば特開平 1 1 - 1 5 3 0 5 1号公報あるいは米国特許出願 0 9 Z 1 5 3 3 0 0号に て詳細に説明しているので、 ここでは詳細な説明を省略する。
また、 図 1 2の S T E P 5 — 7で新たな同定ゲイン係数 al(k)ハッ ト a2(k)ハッ ト， bl(k)ハッ トを求めるために使用する同定ゲイン係数の前 回値 al(k-l)ハッ ト， a2(k-l)ハッ ト， bl(k-l)ハッ トは、 前回の制御サ ィクルにおける S T E P 5 — 8の制限処理を行った後の同定ゲイン係数 の値である。
以上が図 1 2の S T E P 5 における同定器 2 5の演算処理の詳細であ る。
図 1 2の説明に戻って、 上記のように同定器 2 5の演算処理を行った 後、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 ゲイン係数 al, a2, bl の値を決定す る （ S T E P 6 )。 この処理では、 前記 S T E P 2で設定されたフラグ f/id/cal の値が 「 1」 である場合、 すなわち、 同定器 2 5 によるゲイン 係数 al， a2, bl の同定処理を行った場合には、 ゲイン係数 al， a2， bl の値として、 それぞれ前記 S T E P 5で前述の通り同定器 2 5によ り求められた最新の同定ゲイ ン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハッ ト， bl(k) ハッ ト （ S T E P 5 — 8の制限処理を施したもの） を設定する。 また、 f/id/cal= 0である場合、 すなわち、 同定器 2 5によるゲイン係数 al, a2, bl の同定処理を行わなかった場合には、 ゲイン係数 al, a2, bl の値をそれぞれあらかじめ定めた所定値とする。
次いで、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 前記推定器 2 6による演算処理 (推定偏差出力 V02バーの算出処理） を行う （ S T E P 7 )。
すなわち、 推定器 2 6は、 まず、 前記 S T E P 6で決定されたゲイ ン 係数 al， a2, bl (これらの値は基本的には、 前記同定ゲイ ン係数 al ノ、ッ ト， a2 ノ、ッ ト， b 1 ノ、ッ 卜である） を用いて、 前記式 （ 1 3 ) で使 用する係数値 a l， 2, i3 j ( j - 1, …， d ) を、 式 （ 1 2 ) の但し書 きの定義に従って算出する。
次いで、 推定器 2 6は、 前記 S T E P 3で制御サイクル毎に算出され る 02 センサ 6の偏差出力 V02 の現在の制御サイクル以前の時系列デ —夕 V02(k)， VO2(k-l)、 並びに L A Fセンサ 5の偏差出力 kact の現 在の制御サイクル以前の時系列データ kact(kリ'） ( j = 0 , …， dl) と スライディ ングモード制御器 2 7から制御サイクル毎に与えられる前記 目標偏差空燃比 kcmd (= S L D操作入力 Usl) の前回の制御サイクル 以前の時系列デ一夕 kcmd(k-j) ( = Usl(k-j)o j = 1 , …， d2- 1 ) と . 上記の如く算出した係数値《 1， 2, β j とを用いて前記式 （ 1 3 ) に より、 推定偏差出力 V02(k+d)バ一 （今回の制御サイクルの時点から前 記合計無駄時間 d後の偏差出力 V02の推定値） を算出する。
排気側制御ユニッ ト 7 aは、 次に、 スライディ ングモード制御器 2 7 によって、 前記 S L D操作入力 Usl (=目標偏差空燃比 kcmd) を算出 する （ S T E P 8 )。
すなわち、 スライディ ングモード制御器 2 7は、 まず、 前記 S T E P 7で推定器 2 6 により求められた推定偏差出力 V02 バーの時系列デー 夕 V02(k+d)バー， VO2(k+d-l)バ一を用いて、 前記式 （ 2 5 ) によ り 定義された切換関数 σバーの今回の制御サイクルから前記合計無駄時間 d後の値 o (k+d)バー （これは、 式 （ 1 5 ) で定義された線形関数ひ の 合計無駄時間 d後の推定値に相当する） を算出する。
尚、 この場合、 切換関数 σバーの値があらかじめ定めた所定の許容範 囲内に収まるようにし、 上記の如く求められる σ (k+d)バ一がその許容 範囲の上限値又は下限値を超えた場合には、 それぞれひ バーの値 σ (k+d)バーを強制的に該上限値又は下限値に制限する。 これは、 切換関 数 σバーの値が過大になると、 前記到達則入力 Urch が過大になると共 に、 前記適応則入力 Uadp の急変を生じるために、 〇2センサ 6の出力 V02/OUT の目標値 V02/TARGET への収束制御の安定性が損なわれる 虞れがあるからである。
さらに、 スライディ ングモー ド制御器 2 7は、 上記切換関数 σバーの 値 & (k+d)バーに、 排気側制御ユニッ ト 7 aの制御サイクルの周期△ T (一定周期） を乗算したもの σ (k+d)バー · △ Tを累積的に加算してい く、 すなわち、 前回の制御サイクルで求められた加算結果に今回の制御 サイクルで算出された σ (k+d)バーと周期 Δ Tとの積ひ（k+d)バー · Δ T を加算することで、 前記式 （ 2 7 ) の∑ ( σバー · Δ Τ) の項の演算結 果である σバーの積算値 （以下、 この積算値を∑ σバーにより表す） を 算出する。
尚、 この場合、 本実施形態では、 上記積算値∑ σバーがあらかじめ定 めた所定の許容範囲内に収まるようにし、 該積算値∑ σバーがその許容 範囲の上限値又は下限値を超えた場合には、 それぞれ該積算値∑ σバー を強制的に該上限値又は下限値に制限する。 これは、 積算値 Σ σバーが 過大になると、 前記式 （ 2 7 ) により求められる適応則入力 Uadpが過 大となって、 02センサ 6の出力 V02/OUT の目標値 V02/TARGET へ の収束制御の安定性が損なわれる虞れがあるからである。
次いで、 スライディ ングモード制御器 2 7は、 前記 S T E P 7で推定 器 2 6により求められた推定偏差出力 V02 バーの現在値及び過去値の 時系列データ VO2(k+d)バ一， V02(k+d-l)バーと、 上記の如く求めた 切換関数 σバーの値 σ (k+d)バ一及びその積算値∑ σバーと、 S T E P 6で決定したゲイ ン係数 al， a2, bl (これらの値は基本的には、 最新 の同定ゲイン係数 al(k)ハッ ト， a2(k)ハッ ト， bl(k)ハッ トである） と を用いて、 前記式 （ 2 4 )， （ 2 6 )， ( 2 7 ) に従って、 それぞれ等価制 御入力 Ueq、 到達則入力 Urch及び適応則入力 Uadpを算出する。 そして、 ス ライディ ングモー ド制御器 2 7 は、 この等価制御入力 Ueq、 到達則入力 Urch 及び適応則入力 Uadp を加算することで、 前記 S L D操作入力 Usl、 すなわち、 〇 2センサ 6の出力 V02/OUT を目標 値 V02/TARGET に収束させるために必要な対象排気系 Eへの入力量 (=目標偏差空燃比 kcmd) を算出する。
上記のように S L D操作入力 Usl を算出した後、 排気側制御ュニッ 卜 7 aは、 スライディ ングモード制御器 2 7 による適応スライディ ング モー ド制御の安定性 （より詳しくは、 適応スライディ ングモー ド制御に 基づく 〇2センサ 6の出力 V02/OUT の制御状態 （以下、 S L D制御状 態という） の安定性） を判別する処理を行って、 該 S L D制御状態が安 定であるか否かをそれぞれ値 「 1」、 「 0」 で表すフラグ f/sld/stb の値 を設定する （ S T E P 9 )。
この安定性の判別処理は図 1 5のフローチヤ一卜に示すように行われ る。
すなわち、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 まず、 前記 S T E P 8で算出 される切換関数 σバーの今回値 σ (k+d)バーと前回値 σ (k+d-1)バーとの 偏差 Δ σバー （これは切換関数 σバーの変化速度に相当する） を算出す る （ S T E P 9 — 1 )。
次いで、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 上記偏差 Δ σバーと切換関数 σ バーの今回値ひ （k+d)バーとの積 Δ σバー · ひ （k+d)バー （これはひ バ一 に関するリアプノフ関数 σバー2 2の時間微分関数に相当する） があ らかじめ定めた所定値 ε (≥ 0 ) 以下であるか否かを判断する （ S T E Ρ 9 — 2 )。
ここで、 上記積 Δ σバー · σ (k+d)バー （以下、 これを安定判別パラ メ一夕 Pstb という） について説明すると、 この安定判別パラメ一夕 P stb の値が P stb〉 0 となる状態は、 基本的には、 切換関数 σバーの値 力 「 0」 から離間しつつある状態である。 また、 安定判別パラメ一夕 P stb の値が P stb≤ 0 となる状態は、 基本的には、 切換関数 σバーの値 力 「 0」 に収束している力、、 もしくは収束しつつある状態である。 そし て、 一般に、 スライディ ングモード制御ではその制御量を目標値に安定 に収束させるためには、 切換関数の値が安定に 「 0」 に収束する必要が ある。 従って、 基本的には、 前記安定判別パラメ一夕 P stb の値が 「 0」 以下であるか否かによって、 それぞれ前記 S L D制御状態が安定 不安定であると判断することができる。
但し、 安定判別パラメータ Pstb の値を 「 0」 と比較することで S L D制御状態の安定性を判断すると、 切換関数 σバーの値に僅かなノイズ が含まれただけで、 安定性の判別結果に影響を及ぼしてしまう。 このた め、 本実施形態では、 前記 S Τ Ε Ρ 9 — 2で安定判別パラメ一夕 P stb と比較する所定値 εは、 「 0」 よりも若干大きな正の値としている。
そして、 S T E P 9 — 2の判断で、 Pstb> εである場合には、 S L D制御状態が不安定であるとし、 前記 S Τ Ε Ρ 8で算出される S L D操 作入力 Usl を用いた目標空燃比 KCMD の決定を所定時間、 禁止するた めに夕イマカウン夕 t m (カウントダウン夕イマ） の値を所定の初期値 TM にセッ トする （夕イマカウン夕 t m の起動。 S T E P 9— 4 )。 さ らに、 前記フラグ f/sld/stb の値を 「 0」 に設定した後 （S T E P 9 _ 5 )、 図 1 2のメインルーチンの処理に復帰する。
一方、 前記 S T E P 9 — 2の判断で、 P stb≤ εである場合には、 排 気側制御ュニッ ト 7 aは、 切換関数 σバーの今回値 σ (k+d)バ一があら かじめ定めた所定範囲内にあるか否かを判断する （ S T E P 9— 3 )。
この場合、 切換関数 σバーの今回値 σ (k+d)バーが、 所定範囲内に無 い状態は、 該今回値 σ (k+d)バーが 「 0」 から大きく離間している状態 であるので、 S L D制御状態が不安定であると考えられる。 このため、 S T E P 9 - 3の判断で、 切換関数 σバーの今回値ひ （k+d)バ一が、 所 定範囲内に無い場合には、 S L D制御状態が不安定であるとして、 前述 の場合と同様に、 S T E P 9— 4及び 9 — 5の処理を行って、 夕イマ力 ゥン夕 t m を起動すると共に、 フラグ f/sld/stb の値を 「 0」 に設定す る。
尚、 本実施形態では、 前述の S T E P 8の処理において、 切換関数 σ バーの値を所定の許容範囲内に制限するので、 S Τ Ε Ρ 9— 3の判断処 理は省略してもよい。
また、 S T E P 9 — 3の判断で、 切換関数 σバーの今回値ひ （k+d)バ 一が、 所定範囲内にある場合には、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 前記夕 イマカウン夕 t m を所定時間 A t m 分、 カウントダウンする （ S T E P 9— 6 )。 そして、 この夕イマカウン夕 t m の値が 「 0」 以下である か否か、 すなわち、 夕イマカウン夕 t m を起動してから前記初期値 TM 分の所定時間が経過したか否かを判断する （ S T E P 9— 7 )。
このとき、 t m> 0である場合、 すなわち、 夕イマカウン夕 t m が計 時動作中でまだタイムアップしていない場合は、 S T E P 9— 2あるい は S T E P 9 — 3の判断で S L D制御状態が不安定であると判断されて から、 さほど時間を経過していないので、 S L D制御状態が不安定なも のとなりやすい。 このため、 S T E P 9— 7で t m〉 0である場合には、 前記 S T E P 9 一 5の処理を行って前記フラグ f/sld/stb の値を 「 0」 に設定する。
そして、 S T E P 9— 7の判断で t m≤ 0である場合、 すなわち、 夕 イマカウン夕 t m がタイムアップしている場合には、 S L D制御状態 が安定であるとして、 フラグ f/sld/stb の値を 「 1」 に設定する （ S T E P 9 - 8 )。
以上のような処理によって、 S L D制御状態の安定性が判断され、 不 安定であると判断した場合には、 フラグ f/sld/stb の値が 「 0」 に設定 され、 安定であると判断した場合には、 フラグ f/sld/stb の値が 「 1 」 に設定される。
尚、 以上説明した S L D制御状態の安定性の判断の手法は例示的なも ので、 この他の手法によって安定性の判断を行うようにすることも可能 である。 例えば制御サイクルより も長い所定期間毎に、 各所定期間内に おける前記安定判別パラメ一夕 Pstb の値が前記所定値 ε より も大きく なる頻度を計数する。 そして、 その頻度があらかじめ定めた所定値を超 えるような場合に S L D制御状態が不安定であると判断し、 逆の場合に. S L D制御状態が安定であると判断するようにしてもよい。
図 1 2の説明に戻って、 上記のように S L D制御状態の安定性を示す フラグ f/sld/stb の値を設定した後、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 フラ グ f/sld/stb の値を判断する （ S T E P 1 0 )。 このとき、 f/sld/stb = 1 である場合、 すなわち、 S L D制御状態が安定であると判断された場合 には、 スライディ ングモー ド制御器 2 7が前記 S T E P 8で算出した S L D操作入力 Usl のリ ミ ッ ト処理を行う （ S T E P 1 1 )。 このリ ミ ツ ト処理では、 S T E P 8 で算出された S L D操作入力 Usl の今回値 Usl(k)が所定の許容範囲内にあるか否かが判断され、 該今回値 Uslがそ の許容範囲の上限値又は下限値を超えている場合には、 それぞれ、 S L D操作入力 Usl の今回値 Usl(k)が強制的に該上限値又は下限値に制限 される。
尚、 S T E P 1 1 のリ ミ ツ ト処理を経た S L D操作入力 Usl (=目標 偏差空燃比 kcrnd) は、 図示しないメモリに時系列的に記憶保持され、 それが、 推定器 2 6の前述の演算処理のために使用される。
次いで、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 触媒装置 3の劣化状態を評価す る処理 （詳細は後述する） を排気側主演算処理部 1 3の劣化状態評価手 段 1 3 bによって実行した後 （ S T E P 1 2 )、 スライディ ングモー ド 制御器 2 7によって、 S T E P ] 1のリ ミ ッ ト処理を経た S L D操作入 力 Usl に前記基準値 FLAF/BASE を加算す ^ることで、 前記目標空燃比 KCMD を算出し （ S T E P 1 4 )、 今回の制御サイクルの処理を終了す る。
また、 前記 S T E P 1 0の判断で f/sld/stb = 0である場合、 すなわ ち、 S L D制御状態が不安定であると判断された場合には、 排気側制御 ュニッ ト 7 aは、 今回の制御サイクルにおける S L D操作入力 Usl の 値を強制的に所定値 （固定値あるいは S L D操作入力 Usl の前回値） に設定した後 （ S T E P 1 3 )、 前記式 （ 2 8 ) に従って前記目標空燃 比 KCMD を算出し （ S T E P 1 4 )、 今回の制御サイクルの処理終了 する。
尚、 S T E P 1 4で最終的に決定される目標空燃比 KCMD は、 制御 サイクル毎に図示しないメモリに時系列的に記憶保持される。 そして、 前記大局的フィー ドバック制御器 1 5等が、 排気側制御ユニッ ト 7 aで 決定された目標空燃比 KCMD を用いるに際しては （図 1 0の S T E P f を参照）、 上記のように時系列的に記憶保持された目標空燃比 KCMD の中から最新のものが選択される。
前記 S T E P 1 2における触媒装置 3の劣化状態の評価処理を次に説 明する。
この評価処理は、 排気側制御ュニッ ト 7 aの劣化状態評価手段 1 3 b によって図 1 6のフローチャートに示すように行われる。
すなわち、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 まず、 前記式 （ 1 5 ) により 定めた劣化評価用線形関数 σの値を、 前記図 1 2の S Τ Ε Ρ 3で算出さ れる〇2 センサ 6の偏差出力 V02 の時系列データ V02(k)， VO2(k-l) (偏差出力 V02 の現在値と 1制御サイクル前の過去値） から算出する ( S T E P 1 2— 1 )。
尚、 この場合に使用する係数 si, s2 の値は、 前記 S T E P 8でスラ ィディ ングモ一ド制御器 2 7が切換関数 σバーの値を求めるために用い る係数 sl， s2の値と同一である。
次いで、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 フラグ F/DONE の値を判断す る （ S T E P 1 2 — 2 )。 ここで、 このフラグ F/DONE は、 エンジン 1 の現在の運転中に、 触媒装置 3の劣化状態の評価を完了したか否かをそ れぞれ値 「 1」、 「 0」 で表すフラグであり、 後述の S T E P 1 2— 5の 処理においてその値が 「 1」 に設定されるものである。 そして、 該フラ グ F/DONE は、 エンジン 1の始動時にその値が 「 0」 に初期化される ものである。
このとき、 F/DONE= 0である場合 （触媒装置 3の劣化状態の評価が 未完了の場合） には、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 排ガスボリ ューム (排気管 2 を流れる排ガスの流量） の変動状態を判断する処理を行う ( S T E P 1 2 — 3 )。 この処理は、 より詳しくは、 排ガスボリューム がほぼ一定に維持されている状態 （以下、 クルーズ状態という） である か否かを判断し、 該クルーズ状態であるか否かをそれぞれ値 「 1 」、 「 0」 で表すフラグ F/CRS の値を設定する処理である。 この場合、 本 実施形態では、 この処理は、 排気側制御ユニッ ト 7 aの制御サイクルの 周期 （ 3 0〜 1 0 0 ms) より も長い周期 （例えば 1秒。 以下、 ここで は排ガスボリューム変動判断周期という） で、 図 1 7のフローチャー ト に示すように行われる。
すなわち、 まず、 エンジン 1の現在の回転数 NE及び吸気圧 PB の検 出デ一夕から、 次式 （4 2 ) によって、 現在の排ガスボリ ュームの推定 値 ABSV (以下、 推定排ガスボリュームという） を算出する （ S T E P 1 2 _ 3 _ 1 )。 NE
ABSV ― . PB - SVPRA (^2) ここで、 本実施形態では、 エンジン 1の回転数が 1 5 0 0 r p mであ るときの排ガスボリュームを基準としているため、 上記式 （ 4 2 ) では 回転数 NE (検出値） を 「 1 5 0 0」 で除算している。 また、 式 （ 4 2 ) において、 SVPRA は、 エンジン 1の排気量等に応じてあらかじめ 定めた定数である。
尚、 排ガスボリュームは、 上記のように推定する他、 例えばエンジン 1の燃料供給量や吸入空気量から推定したり、 あるいはフローセンサを 用いて直接的に検出するようにしてもよい。
次いで、 前記排ガスボリューム変動判断周期毎に S T E P 1 2— 3— 1で算出される推定排ガスボリューム ABSV に所定のフィル夕リ ング 処理を施すことによって、 排ガスボリュームの変動状態を表す排ガスボ リユーム変動パラメ一夕 SVMAを求める （ S T E P 1 2— 3— 2 )。 この場合、 上記フィルタリ ング処理は、 次式 （ 4 3 ) により与えられ る。
SV A= (ABSV (n — ABSV Cn-1))
十 (ABSV (n-2)― ABSV (n— 3》
+ (ABSV (n— 4) — ABSV (n— 5)) (43) すなわち、 排ガスボリューム変動判断周期毎の推定排ガスボリューム ABSVの変化量の複数周期分 （本実施形態では 3周期分） の移動平均を 求めることにより、 排ガスボリューム変動パラメ一夕 SVMA を算出す る。 尚、 式 （ 4 3 ) 中の 「n」 は、 排ガスボリューム変動判断周期のサ イクル番数を表すものである。
このようにして排ガスボリューム変動パラメ一夕 SVMA を算出した とき、 該変動パラメ一夕 SVMA は、 推定排ガスボリ ューム ABSV の変 化速度を表すものとなる。 従って、 排ガスボリ ューム変動パラメ一夕 SVMA は、 その値が 「 0」 に近い程、 推定排ガスボリューム ABSV の 経時的変化が小さい状態 （推定排ガスボリューム ABSV がほぼ一定で ある状態） であることを意味する。
劣化状態評価手段 1 3 bは次に、 上記排ガスボリューム変動パラメ一 夕 SVMAの値を二乗したもの、 すなわち、 該変動パラメータ SVMAの 二乗値 SVMA2 をあらかじめ定めた所定値 δ と比較する （S T E P 1 2 — 3— 3 )。 ここで、 該所定値 δは、 「 0」 近傍の正の値である。
このとき、 SVMA2≥ δである場合 （現在の排ガスボリ ュームの変動 が比較的大きい場合） には、 夕イマカウン夕 （カウン トダウン夕イマ） TMCRSJUD の値をあらかじめ定めた初期値 X/TMCRSJST に設定する ( S T E P 1 2— 3— 4 )。 さらに、 排ガスボリ ュームの変動状態が前 記クルーズ状態 （略一定に維持されている状態） でないとして、 前記フ ラグ F/CRSの値を 「 0」 に設定した後 （ S T E P 1 2 — 3— 5 )、 図 1 6のルーチン処理に復帰する。
一方、 S T E P 1 2 — 3 — 3の判断処理において、 SVMA2ぐ δであ る場合 （現在の排ガスボリュームの変動が比較的小さい場合） には、 こ の状態が継続する限り前記夕イマカウン夕 TMCRSJUD の値を排ガス ボリューム変動判断周期毎に所定値ずつカウントダウンする （S T E P 1 2 — 3 — 6 )。 そして、 このタイマカ ウン夕 TMCRSJUD の値が 「 0」 以下になったか否か、 すなわち、 該夕イマカウン夕 TMCRSJUD がタイムアップしたか否かを判断する （S T E P 1 2— 3— 7 )。
このとき、 TMCRSJUD 0で、 夕イマカウン夕 TMCRSJUD がタイ ムアツプしている場合には、 排ガスボリ ユ ームの変動状態が前記クルー ズ状態であると判断して、 夕イマカウン夕 TMCRSJUD の値を 「 0」 に保持すると共に （S T E P 1 2 — 3— 8 )、 前記フラグ F/CRSの値を 「 1」 に設定する （ S T E P 1 2 — 3 — 9 )。 そして、 図 1 6のル一チ ン処理に復帰する。
また、 S T E P 1 2— 3— 7の判断処理で、 TMCRSJUD〉 0で、 夕 イマカウン夕 TMCRSJUD がタイムアップしていない場合には、 前記 S T E P 1 2— 3— 5でフラグ F/CRS の値を 「 0」 に設定した後、 図 1 6のルーチン処理に復帰する。
以上説明した処理が図 1 6の S T E P 1 2— 3の処理である。 このよ うな処理によって、 前記排ガスボリューム変動パラメ一夕 SVMA の二 乗値 SVMA2 が SVMA2ぐ δ となる状態、 すなわち、 排ガスボリ ューム の変動が小さ い状態が前記夕イ マカ ウ ン夕 TMCRSJUD の初期値 X/TMCRSJST に相当する時間 （例えば 1 0〜 1 5秒）、 継続した場合 に、 前記クルーズ状態であるとして、 フラグ F/CRS の値が 「 1」 に設 定される。 そして、 これ以外の場合には、 排ガスボリュームの変動状態 はクル一ズ状態ではないとしてフラグ F/CRS の値が 「 0」 に設定され る。
このような S T E P 1 2— 3の処理により、 排ガスボリュームがほぼ 一定に維持されているような状態を適正に把握することができる。 尚、 前記排ガスボリューム変動判断周期の 1周期内における前記排気側制御 ユニッ ト 7 aの各制御サイクルでは、 フラグ F/CRS の値は一定に維持 される。
図 1 6の説明に戻って、 前記劣化状態評価手段 1 3 bは、 次に、 前記 劣化評価用パラメ一夕 LSa 2 を算出する処理を実行する （ S T E P 1 2 — 4 )。 この処理は、 図 1 8のフローチャー トに示すように行われる すなわち、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 劣化評価用パラメ一夕 LSa2 を算出するための所定の条件が成立しているか否かを判断する （ S T E P 1 2 — 4— 1 )。 ここで判断する条件としては、 前記 S T E P 1 2 — 3で設定されるフラグ F/CRS の値や、 前記図 1 0の S T E P dで機関 側制御ュニッッ ト 7 bが設定するフラグ f/prismん nの値がある。
この場合、 F/CRS = 1である場合、 すなわち排ガスボリ ュームの変動 状態が前記クルーズ状態である場合には、 劣化評価用パラメ一夕 LS o 2 を算出するための条件 （以下、 劣化評価条件という） が成立していない として、 劣化評価用パラメ一夕 LSひ 2 の算出処理を行う ことなく、 直 ちに図 1 6のルーチン処理に復帰する。
このように前記クルーズ状態、 すなわち排ガスボリユームがほぼ一定 に維持されている状態で、 劣化評価用パラメータ LS o 2 の算出を行わ ないのは、 次の理由による。 すなわち、 前記クルーズ状態では、 〇2 セ ンサ 6の出力 V02/0UTは目標値 V02/TARGET に安定して維持されや すいため、 前記劣化評価用線形関数 σの値は、 触媒装置 3の劣化が進行 した状態であってもその変化が生じにくい。 このため、 前記クルーズ状 態では、 劣化評価用線形関数 σの値は、 前記図 5〜図 7 を参照して説明 したような触媒装置 3の劣化状態に応じた傾向を生じにくい。 そこで、 本実施形態では、 前記クルーズ状態では、 劣化評価用パラメ一夕 LS a 2 の算出は行わないこととする。
また、 S T E P 1 2— 4— 1で f/prism/on = 0である場合、 すなわち 排気側制御ュニッ ト 7 aのスライディ ングモード制御器 2 7が求める目 標空燃比 KCMD に応じてエンジン 1 の燃料供給の制御を行う通常運転 モー ド以外の運転モードである場合にも、 前記劣化評価条件が成立して いないとして劣化評価用パラメ一夕 LS o 2 の算出処理を行う ことなく、 直ちに図 1 6のリーチン処理に復帰する。 これは、 劣化評価用パラメ一 タ LS o 2 による触媒装置 3の劣化状態の評価を適正に行う上では、 前 記スライディ ングモー ド制御器 2 7が適応スラーディ ンダモード制御に より生成する目標空燃比 KCMD に応じてエンジン 1 の空燃比を制御し ている状態で得られる O2 センサ 6の偏差出力 V02 のデータを用いて 劣化評価用パラメ一夕 LSa2を求めることが好ましいからである。
尚、 S T E P 1 2— 4— 1の条件判断では、 フラグ F/CRS 及びフラ グ f/prism/on の値の他、 例えばエンジン 1 を搭載している車両の車速 が所定の範囲内にあるか否か、 エンジン 1の始動後、 ある程度の時間が 経過した状態であるか否か、 触媒装置 3が活性化しているか否か等の条 件判断もなされ、 これらの条件が満たされていない場合には前記劣化評 価条件が成立していないとして劣化評価用パラメ一夕 LSa 2 の算出処 理を行う ことなく、 直ちに図 1 6のルーチン処理に復帰する。
一方、 S T E P 1 2 _ 4— 1で劣化評価条件が成立している場合 （こ のとき F/CRS= 0且つ f/prism/on= 1である） には、 劣化状態評価手 段 1 3 bは、 前記図 1 6の S T E P 1 2— 1で排気側制御ュニッ ト 7 a の制御サイクル毎に求められる劣化評価用線形関数 σの値の二乗値 σ 2 を算出する （ S Τ Ε Ρ 1 2— 4— 2 )。
そして、 この二乗値 σ 2の現在値 σ 2(k)と、 劣化評価用パラメ一夕 LS ひ 2 の現在値 LSa 2(k-l)と、 前記式 （ 3 0 ) の漸化式により定まるゲイ ンパラメ一夕 BP の現在値 BP(k-l)とから、 前記式 （ 2 9 ) によって、 新たな劣化評価用パラメ一夕 LSa 2(k)を算出する （ S T E P 1 2 — 4 — 3 )。
さらに、 ゲイ ンパラメ一夕 BP の値を式 （ 3 0 ) により更新した後 (S T E P 1 2— 4— 4 )、 劣化評価用パラメ一夕 LSQ 2 及びゲイ ンパ ラメ一夕 BPの更新回数 （これは劣化評価用パラメ一夕 LSa 2を求める ために使用した劣化評価用線形関数 σの値の個数に相当する） をカウン 卜するカウン夕 CB1P の値を 「 1」 だけ増加させ （ S T E P 1 2 — 4 — 5 )、 図 1 6のルーチン処理に復帰する。
尚、 上述のように S T E P 1 2— 4— 3， 1 2 — 4一 4でそれぞれ求 める劣化評価用パラメ一夕 LS σ 2及びゲインパラメ一夕 BPの値は、 ェ ンジン 1の運転停止中も失われることがないように、 エンジン 1の運転 終了時に図示しない E E P R〇M等の不揮発性メモリに記憶される。 そ して、 次回のエンジン 1の運転時には、 その記憶された劣化評価用パラ メータ LS σ 2及びゲイ ンパラメータ BPの値がそれらの初期値として用 いられる。 また、 エンジン 1 の最初の運転時における劣化評価用パラメ —夕 LSo 2及びゲインパラメ一夕 BPの初期値はそれぞれ 「 0」、 「 1」 である。 さ らに前記カウン夕 CB1P の値は、 エンジン 1 の始動時に 「 0」 に初期化される。
図 1 6の説明に戻って、 上記のように劣化評価用パラメ一夕 LSa 2 の値を算出 （更新） した後、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 劣化評価用パ ラメータ LSa 2 に基づく触媒装置 3の劣化状態の評価を行う （ S T E P 1 2 - 5 )。 この処理は図 1 9のフローチャー トに示すように行われ る。
すなわち、 劣化状態評価手段 1 3 bは、 前記ゲインパラメ一夕 BP の 現在値 BP(k)と前回値 BP(k-l)とが略等しいか否か （ゲインパラメ一夕 BP がほぼ収束したか否か） の判断と、 前記カウンタ CB1P の値が所定 値 CB1CAT 以上になったか否か （劣化評価用パラメ一夕 LSひ 2を求め るために使用した劣化評価用線形関数 σの値の個数が所定値 CB1CAT に達したか否か） の判断とを行う （ S T E P 1 2— 5— 1 , 1 2— 5— 2 )。
尚、 本実施形態では、 エンジン 1の始動前に図示しない車両のバッテ リが一旦取り外された場合やエンジン 1の初回の運転時等のように、 ェ ンジン 1の始動時に前回の運転時の劣化評価用パラメ一夕 LSo 2 及び ゲインパラメ一夕 BP のデータが保持されていない場合 （それらの値が 「 0」 に初期化されている場合） には、 前記 S T E P 1 2 — 5— 2で前 記カウン夕 CB1P の値と比較する所定値は、 上記のパラメ一夕 LSo 2 及び BPが保持されている場合より も、 大きな値に設定される。
上記 S T E P 1 2 - 5 - 1 , 1 2— 5— 2の判断において、 それらの いずれかの条件が満たされていない場合には、 現在の制御サイクルにお いて S T E P 1 2 — 4で求められた劣化評価用パラメ一夕 LSひ 2 は、 劣化評価用線形関数 σの値の二乗値 σ 2 の中心値に未だ十分に収束して いないと考えられるので、 現在の劣化評価用パラメータ LSo 2 の値に 基づく触媒装置 3の劣化状態の評価を行うことなく、 S T E P 1 2— 5 の処理を終了する。
一方、 S T E P 1 2— 5— 1 , 1 2— 5— 2のいずれの条件も満たさ れている場合には、 現在の制御サイクルにおいて S T E P 1 2— 4で求 められた劣化評価用パラメ一夕 LSo 2 は、 劣化評価用線形関数ひ の値 の二乗値ひ 2 の中心値を表すものとなっているので、 該劣化評価用パラ メータ LSff 2を前記図 8に示した所定の閾値 CATAGELMT と比較する ( S T E P 1 2 - 5 - 3 )。
このとき LSo 2≥ CATAGELMT である場合には、 触媒装置 3の劣化 状態が前記 「劣化進行状態」 （触媒装置 3の交換を要するかもしくはそ の交換時期が近い程度に触媒装置 3が劣化した状態） であると判断して、 その旨を前記劣化報知器 2 9に報知させる （ S T E P 1 2 — 5 — 4 )。 そして、 今回のエンジン 1の運転中における触媒装置 3の劣化状態の評 価が終了 したか否かをそれぞれ値 「 1 」、 「 0 」 で表す前記フ ラグ F/D0NE の値を 「 1」 に設定した後 （ S T E P 1 2 — 5— 5 )、 S T E P 1 2 - 5の処理を終了する。
また、 3丁 5 ? 1 2 — 5 — 3で、 LS CT 2 < CATAGELMT である場合 には、 触媒装置 3の劣化状態は前記 「未劣化状態」 であるので、 劣化報 知器 2 9による報知を行う ことなく、 前記 S T E P 1 2— 5— 5でフラ グ F/DONE の値を 「 1」 に設定し、 S T E P 1 2 — 5の処理を終了す る。
以上説明した処理が、 図 1 2の S T E P 1 2で劣化状態評価手段 1 3 bが行う処理である。
以上説明した本実施形態の装置によれば、 排気側主演算処理部 1 3の 目標空燃比算出手段 1 3 aによって、 触媒装置 3の下流側の〇2 センサ 6の出力 VO2/OUT を目標値 V02/TARGET に収束 （整定） させるよう に、 適応スライディ ングモー ド制御の処理を用いてエンジン 1の目標空 燃比 （触媒装置 3 に進入する排ガスの空燃比の目標値） が逐次決定され る。 さらに、 この目標空燃比 KCMD に L A Fセンサ 5の出力 KACT を 収束させるようにエンジン 1 の燃料噴射量を調整することによって、 ェ ンジン 1の空燃比が目標空燃比 KCMD にフィー ドバック制御される。 これにより、 〇 2センサ 6の出力 V02/OUT が目標値 V02/TARGET に 収束制御され、 ひいては触媒装置 3の経時劣化等によらずに、 触媒装置 3の最適な排ガス诤化性能を確保することができる。
また、 このようなエンジン 1 の空燃比の制御と並行して、 排気側主演 算処理部 1 3 の劣化状態評価手段 1 3 bが、 0 2 センサ 6 の偏差出力 V02 の時系列データから劣化評価用線形関数 σ を逐次求める。 さ らに その劣化評価用線形関数 σの二乗値 σ 2 の中心値 （本実施形態では最小 二乗中心値） としての劣化評価用パラメ一夕 LS o 2 を、 逐次型の統計 処理アルゴリズム （本実施形態では重み付最小二乗法のアルゴリズム） を用いて求める。 そして、 この劣化評価用パラメ一夕 LS a 2 をあらか じめ定めた閾値 CATAGELMT と比較することによって、 触媒装置 3の 劣化状態を評価する。
これにより、 触媒装置 3の最適な浄化性能を確保しながら触媒装置 3 の劣化状態を評価することができることとなる。 また、 この評価のため に用いる劣化評価用パラメ一夕 LSひ 2 は、 劣化評価用線形関数 σの二 乗値 σ 2 の中心値であるので、 触媒装置 3の劣化状態との相関性が高く 該劣化評価用パラメ一夕 LS a 2 に基づく触媒装置 3 の劣化状態の評価 を適正に行う ことができる。
特に本実施形態では、 排ガスボリュームがほぼ一定に維持されるよう なクルーズ状態、 すなわち、 排ガスボリュームの変動が小さく、 劣化評 価用線形関数ひの値の変化も生じにくいような状況では、 劣化評価用パ ラメ一夕 LS CT 2 の算出を行わない。 そして、 このような状況以外の状 況で、 劣化評価用パラメ一夕 LS a 2 を算出して、 触媒装置 3の劣化状 態を評価する。 このため、 触媒装置 3の劣化状態を表すものとしての劣 化評価用パラメ一夕 LS a 2 の信頼性が高まり、 触媒装置 3の劣化状態 の評価を正確に行う ことができる。
また、 本実施形態では、 スライディ ングモー ド制御器 2 7は、 推定器 2 6が求める〇 2 センサ 6の推定偏差出力 V02 バーを 「 0」 に収束さ せ 、 そ の結果 と し て 0 2 セ ンサ 6 の 出 力 V02/OUT が 目 標値 V02/TARGET に収束させるように目標空燃比 KCMD を算出する。 こ れにより前記対象排気系 Eの無駄時間 dl や、 エンジン 1及び機関側制 御ユニッ ト 7 bからなる空燃比操作系の無駄時間 d2 の影響を補償し、 〇 2センサ 6の出力 V02/OUT の目標値 V02/TARGET への収束制御の 安定性を高めることができる。 さらに、 スライディ ングモー ド制御器 2 7や推定器 2 6がその処理で用いる前記排気系モデルのパラメ一夕であ るゲイン係数 al， a2， b l の値が同定器 2 5により逐次同定されるため、 対象排気系 Eの挙動状態の変化が〇2センサ 6の出力 VO2/OUT の目標 値 V02/TARGET への収束制御に及ぼす影響を最小限に留めることがで き る 。 こ の 結 果 、 0 2 セ ン サ 6 の 出 力 V02/OUT の 目 標 値 V02/TARGETへの収束制御を安定して良好に行う ことができる。 従って、 本実施形態の装置によれば、 触媒装置 3の所要の浄 性能を 確実に確保しながら、 該触媒装置 3の劣化状態の評価を高い信頼性で良 好に行うことができる。
尚、 本発明は前述した第 1実施形態に限定されるものではなく、 例え ば次のような変形態様も可能である。
前記第 1実施形態では、 劣化評価用線形関数 σの二乗値 σ 2 の最小二 乗中心値を劣化評価用パラメ一夕 LS o 2 としたが、 例えば劣化評価用 線形関数 σの絶対値の最小二乗中心値を劣化評価用パラメ一夕として求 めるようにしてもよい。 この場合には、 前記図 1 6の S T E P 1 2 — 4 において劣化評価用線形関数 σの二乗値 σ 2 の代わりに該線形関数 σの 絶対値を求め、 前記式 （ 2 9 ) 中の （ σ 2) をその絶対値で置き換えた 演算処理を行うことによって、 触媒装置 3の劣化状態に対して前記劣化 評価用パラメ一夕 LS o 2 と同様の傾向を呈する劣化評価用パラメ一夕 を得ることができる。 そして、 この劣化評価用パラメ一夕をあらかじめ 定めた所定値と比較することで、 前記第 1実施形態と同様に、 触媒装置 3の劣化状態を評価することができる。
さらには、 劣化評価用線形関数 σの二乗値 σ 2 あるいは絶対値の最小 二乗中心値に限らず、 それらの二乗値 σ 2 もしくは絶対値の平均値等の 中心値を劣化評価用パラメ一夕としてもよい。 あるいは、 例えば劣化評 価用線形関数 σの値の分散 （より正確には 「 0」 に対する分散で、 劣化 評価用線形関数 σの値の二乗値 σ 2 の平均値） や、 標準偏差 （分散の平 方根） を劣化評価用パラメ一夕として求めるようにしてもよい。 このよ うにしても、 該劣化評価用パラメ一夕は、 触媒装置 3の劣化状態に対し て、 前記劣化評価用パラメータ LS o 2 と同様の傾向を呈する。 従って、 該劣化評価用パラメ一夕をあらかじめ定めた所定値と比較したりするこ とで、 触媒装置 3の劣化状態を評価することができる。 また、 前記第 1 実施形態では、 劣化評価用線形関数 σは、 〇2 センサ 6の偏差出力 V02 の二つの時系列デ一夕を変数成分とする前記式 （ 1 5 ) により定めたが、 さらに多くの偏差出力 VO2 の時系列データを変 数成分とする線形関数により劣化評価用線形関数を定義してもよい。 こ の場合、 スライディ ングモード制御用の切換関数は劣化評価用線形関数 に含まれる偏差出力 VO2の時系列デ一夕を推定偏差出力 V02バーの時 系列データで置き換えた線形関数により定義することが好適である。
また、 劣化評価用線形関数は、 例えば式 （ 1 5 ) の偏差出力 V02(k)， V02(k- 1 ) を〇2 センサ 6 の出力 V02/OUT(k) , V02/OUT(k- 1)に置き 換えた式によって定めてもよい。 この場合には、 この劣化評価用線形関 数の値の中心値は、 基本的には 「（sl+s2) · VO2/TARGET」 となる。 そ して、 例えばこの中心値 （s l + s2) · V02/TARGET と劣化評価用線形関 数の値との偏差の二乗値あるいは絶対値の最小二乗中心値等、 該中心値 ( s l+s2) · V02/TARGET に対する劣化評価用線形関数の値のばらつき 度合いを表すパラメ一夕を劣化評価用パラメ一夕として求めれば、 前記 第 1実施形態と同様に触媒装置 3の劣化状態を評価することができる。
さ らには、 例えば前記式 （ 2 5 ) の切換関数 σバー、 すなわち、 0 2 センサ 6の推定偏差出力 VO2 バーの時系列データを変数成分とする線 形関数を劣化評価用線形関数として用いてもよい。 但し、 0 2 センサ 6 の偏差出力 V02 の前記合計無駄時間 d後の推定値である推定偏差出力 V02 バ一を変数成分とする切換関数 σバーより も、 〇 2センサ 6の実際 の偏差出力 V02 を変数成分とする式 （ 1 5 ) の劣化評価用線形関数 σ を用いた方が、 触媒装置 3の実際の状態が該線形関数 σにより良く反映 されるので、 評価結果の信頼性を高める上で好ましいと考えられる。
また、 前記第 1実施形態では、 触媒装置 3の劣化状態を評価するため に劣化評価用線形関数ひ の二乗値 σ 2 を用いたが、 例えば該線形関数 σ の値とその変化速度との積 （これは前記 S L D制御状態の安定性の判別 のために前記 S T E P 9で用いた安定判別パラメ一夕 P stb である） を 用いて触媒装置 3の劣化状態を評価するようにすることも可能である。 この場合においても、 例えば上記積の分散 （より一般的には該積の値の ばらつき度合いを表すもの） を劣化評価用パラメ一夕として求めれば、 その劣化評価用パラメータの値に基づいて触媒装置 3の劣化状態を評価 することが可能である。
また、 前記第 1実施形態では、 触媒装置 3の劣化状態を 「劣化進行状 態」 と 「未劣化状態」 との二つに分けて評価するようにしたが、 前記劣 化評価用パラメ一夕 LS a 2 と比較する閾値をさ らに多くすれば、 触媒 装置 3の劣化状態をさ らに多くの劣化度合いに分別して評価するように することも可能である。 そして、 それぞれの劣化度合いに応じて各別の 報知をするようにすることも可能である。
また、 前記第 1実施形態では、 スライディ ングモー ド制御のアルゴリ ズムは、 離散時間系で表現した排気系モデルに基づいて構築したが、 対 象排気系 Eを連続時間系で表現したモデルに基づいて構築されたもので あってもよい。 そして、 このとき、 スライディ ングモード制御用の切換 関数は、 例えば〇2 センサ 6の偏差出力 V02 とその変化速度とを変数 成分とする線形関数により表したものであってもよい。
また、 前記第 1実施形態では、 目標空燃比 KCMD を算出するために. 適応スライディ ングモー ド制御の処理を用いたが、 適応則 （適応ァルゴ リズム） を用いないスライディ ングモード制御の処理を用いてもよい。 この場合には、 前記式 （ 2 8 ) から適応則入力 Uadp の項を除去した式 によって、 目標空燃比 KCMD を求めるようにすればよい。
また、 前記第 1実施形態では、 目標空燃比 KCMD の算出に際しては, 推定器 2 6 により前記合計無駄時間 dの影響を補償するようにしたが、 前記空燃比操作系の無駄時間が無視できる程小さいような場合には、 対 象排気系 Eの無駄時間 dl の影響のみを補償するようにしてもよい。 こ の場合には、 推定器 2 6 は、 前記式 （ 1 2 ) の 「kcmd」 及び 「 d」 を それぞれ 「kact」 及び 「dl」 に置き換えた次式 （ 4 4 ) を用いて、 前 記実施形態と同様に〇2センサ 6の偏差出力 V02 の無駄時間 dl 後の推 定値 V02(k+dl)を制御サイクル毎に逐次求める。
01
V02 {k+d1)= a 1 · V02(k}+ αζ■ V02(k— 1}+∑ β\ · kactfk-j) (44)
但し、
Figure imgf000080_0001
さらに、 この場合には、 スライディ ングモード制御器 2 7は、 前記式 ( 2 4 ) 〜 （ 2 7 ) で 「 d」 を 「dl」 に置き換えた式によって、 等価 制御入力 Usl、 到達則入力 Urch 及び適応則入力 Uadp を制御サイクル 毎に求め、 それらを加算することで、 目標偏差空燃比 kcmd を求める。 このようにすることで、 対象排気系 Eの無駄時間 dl の影響を補償した 目標空燃比 KCMDを求めることができる。
尚、 この場合における同定器 2 5や劣化状態評価手段 1 3 b、 機関側 制御ユニッ ト 7 bの処理は、 前述の第 1実施形態のものと同一でよい。
また、 空燃比操作系の無駄時間 dl だけでなく対象排気系 Eの無駄時 間 dl も無視できるほど小さいような場合には、 前記推定器 2 6 を省略 してもよい。 この場合には、 スライディ ングモー ド制御器 2 7や同定器 2 5の演算処理は、 d =dl= 0 として行えばよい。
また、 前記第 1実施形態では、 同定器 2 5 を備えたが、 前記排気系モ デルのゲイ ン係数 al, a2, bl をあらかじめ定めた固定値としたり、 ェ ンジン 1 の回転数や吸気圧等からマップ等を用いて適宜、 ゲイ ン係数 al, a2， b lの値を設定するようにしてもよい。
また、 前記第 1実施形態では、 触媒装置 3の下流側の排ガスセンサと して 0 2 センサ 6 を用いたが、 該排ガスセンサは、 触媒装置 3の所要の 浄化性能を確保する上では、 制御すべき触媒装置下流の排ガスの特定成 分の濃度を検出できるセンサであれば、 他のセンサを用いてもよい。 す なわち、 例えば触媒装置下流の排ガス中の一酸化炭素 （C O ) を制御す る場合は C〇センサ、 窒素酸化物 （Ν Ο χ) を制御する場合には Ν〇χ センサ、 炭化水素 （H C ) を制御する場合には H Cセンサを用いる。 三 元触媒装置を使用した場合には、 上記のいずれのガス成分の濃度を検出 するようにしても、 触媒装置の浄化性能を最大限に発揮させるように制 御することができる。 また、 還元触媒装置や酸化触媒装置を用いた場合 には、 浄化したいガス成分を直接検出することで、 浄化性能の向上を図 ることができる。
また、 前記第 1実施形態では、 0 2センサ 6の出力 V02/OUT を目標 値 V02/TARGET に収束させるためのフィードバック制御手法としてス ライディ ングモー ド制御の処理を用いたが、 他のフィードバック制御手 法 の 処 理 に よ っ て 〇 2 セ ン サ 6 の 出 力 V02/OUT を 目 標 値 V02/TARGET に収束制御しつつ、 触媒装置 3の劣化状態の評価を行う ことも可能である。 以下に、 この場合の実施形態を第 2実施形態として 図 2 0〜図 2 2 を参照して説明する。
尚、 本実施形態は、 前記第 1実施形態のものと、 排気側制御ユニッ ト 7 aの機能的構成及びその処理のみが相違するものであるので、 第 1実 施形態と同一構成部分及び同一処理部分については第 1実施形態と同一 の図面及び参照符号を用いて詳細な説明を省略する。
図 2 0は、 本実施形態における排気側制御ュニッ ト 7 aの機能的構成 を示すブロック図である。 同図において、 本実施形態における排気側制 御ユニッ ト 7 aは、 前記第 1 の実施形態のものと同様、 前記触媒装置 3 の下流側の〇2 センサ 6 (図 1参照） の出力 V02/OUT を前記目標値 V02/TARGET に収束させるように目標空燃比 KCMD (前記 L A Fセン サ 5が検出する空燃比の目標値） を逐次生成する処理と、 触媒装置 3の 劣化状態の評価に係わる処理とを所定の制御サイクルで行うものである, 尚、 排気側制御ュニッ ト 7 aの制御サイクルは前記第 1 の実施形態のも のと同様、 一定周期の制御サイクルである。
本実施形態における排気側制御ュニッ 卜 7 aは、 上記の処理を行うた め に 、 〇 2 セ ン サ 6 の 出 力 V02/OUT と こ れ に対す る 目 標値 V02/TARGET との偏差 （ = V02/OUT— V02/TARGET)、 すなわち前記 偏差出力 V02 を逐次算出する減算処理部 1 2 と、 この偏差出力 VO2の 時系列データを用いて触媒装置 3の劣化状態を評価して前記劣化報知器 2 9の作動制御を行う劣化状態評価手段 1 3 b とを第 1実施形態のもの と同様に具備する一方、 上記偏差出力 VO2 のデータから、 フィー ドバ ック制御の一手法である P I D制御 （比例 Z積分 微分制御） の処理を 用いて目標空燃比 KCMD を逐次算出する目標空燃比算出手段 3 0 を空 燃比操作量決定手段として具備している。
この場合、 減算処理部 1 2 と劣化状態評価手段 1 3 bの処理内容は、 前記第 1実施形態のものと同一である。 尚、 本実施形態において劣化状 態評価手段 1 3 bの処理で必要になる劣化評価用線形関数 σ (前記図 1 6の S T E P 1 2 — 1 を参照） の係数 s i , s2 の値は、 例えば前記第 1 実施形態で用いた値と同一でよい。 但し、 基本的には、 目標空燃比算出 手段 3 0が後述するように算出する目標空燃比 KCMD に応じてェンジ ン 1 の空燃比を制御している状態で、 劣化評価用線形関数 σの値が、 触 媒装置 3の劣化状態に対して前記図 5〜図 7 に示したような傾向を顕著 に生じるような係数 s l， s2 の値を実験等を通じて設定するようにすれ ばよい。
前記目標空燃比算出手段 3 0 は、 〇 2 センサ 6 の偏差出力 V02 を 「 0」 に収束させるために要求される空燃比操作量 Upid を P I D制御 の処理 （詳細は後述する） を用いて逐次生成する P I D制御器 3 1 と、 該空燃比操作量 U pid に所定の空燃比基準値 KBS を加算することによ り 目標空燃比 KCMD を算出する加算処理部 3 2 とから構成されている, ここで、 前記空燃比操作量 Upid は、 目標空燃比 KCMD の上記空燃 比基準値 KBS に対する補正量としての意味をもつものであり、 前記第 1実施形態における S L D操作入力 Usl ( =目標偏差空燃比 kcmd) に 相当するものである。 また、 この空燃比操作量 Upid に加算する空燃比 基準値 KBS は、 目標空燃比 KCMD の中心的な空燃比となるもので、 前記第 1実施形態における基準値 FLAF/BASE に相当するものである c この場合、 本実施形態では、 該空燃比基準値 KBS は、 エンジン 1 の回 転数 NE及び吸気圧 PB の検出値から、 あらかじめ設定されたマップを 用いて適宜決定する理論空燃比近傍の値である。
以上説明した排気側制御ュニッ ト 7 a以外の構成 （機関側制御ュニッ ト 7 bの機能的構成やエンジン 1 の排気系の構成） は、 前記第 1実施形 態のものと全く同一である。
次に、 前記目標空燃比算出手段 3 0のより詳細な処理を含めて本実施 形態の装置の作動を説明する。
まず、 機関側制御ユニッ ト 7 bの処理は前記第 1実施形態のものと同 一であり、 前記図 1 0、 図 1 1 のフローチャー トに示した処理 （ェンジ ン 1 の燃料噴射量の調整処理） が機関側制御ュニッ 卜 7 bにより T D C (クランク角周期） に同期した制御サイクルで逐次実行される。 但し、 この場合、 図 1 0の S T E P f で機関側制御ュニッ 卜 7 bが読み込む目 標空燃比 KCMD は、 排気側制御ユニッ ト 7 aの目標空燃比算出手段 3 0によって後述するように算出された最新の目標空燃比 KCMD である 一方、 本実施形態では、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 機関側制御ュニ ッ 卜 7 bの処理と並行して、 一定の制御サイクルで、 図 2 1に示すメイ ンル一チン処理を実行する。
すなわち、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 まず、 エンジン 1の現在の回 転数 NE 及び吸気圧 PB からマップを用いて前記空燃比基準値 KBS を 決定する （ S T E P 2 1 )。
さらに、 排気側制御ュニッ ト 7 aは、 前記図 1 0の S T E P dで機関 側制御ュニッ ト 7 bが設定したフラグ f/prismん n の値を判断する （ S T E P 2 2 )。 このとき f/prism/on= 0である場合、 すなわち、 ェンジ ン 1 の運転モ ー ド が 02 セ ンサ 6 の 出 力 V02/OUT を 目 標値 V02/TARGET に収束させるようにエンジン 1の空燃比を操作する通常 運転モー ドでない場合には、 今回の制御サイ クルにおける目標空燃比 KCMD(k)を S T E P 2 1で決定した空燃比基準値 KBS とし （ S T E P 3 0 )、 今回の制御サイクルの処理を終了する。
また、 S T E P 2 2の判断で f/prisn^on= 1である場合 （エンジン 1 の運転モー ドが通常運転モー ドである場合） には、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 前記減算処理部 1 2 によ り 〇 2 センサ 6 の最新の偏差出力 V02(k) ( = V02/OUT - V02/TARGET) を算出する （ S T E P 2 3 )。 この場合、 減算処理部 1 2は、 前記図 1 0の S T E P aにおいて取り込 まれて図示しないメモリに記憶された 02センサ 6の出力 V02/OUT の 時系列データの中から最新のものを選択して偏差出力 V02(k)を算出す る。 そして、 この偏差出力 V02(k)は、 過去に算出したもの （詳しくは 前回の制御サイクルで算出した偏差出力 V02(k-1)) を含めて図示しな いメモリに記憶保持される。 次いで、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 目標空燃比算出手段 3 0の処理 を S T E P 2 4〜 2 7で実行する。
この処理では、 目標空燃比算出手段 3 0の P I D制御器 3 1が、 まず 〇 2 センサ 6の偏差出力 V02 を 「 0」 に収束させるための P I D制御 の処理に係わる比例項、 積分項、 及び微分項のそれぞれのゲイ ン係数 KVP, KVI, KVD の値を、 エンジン 1の現在の回転数 NE 及び吸気圧 PBからあらかじめ定めたマップを用いて決定する （S T E P 2 4)。 次いで、 P I D制御器 3 1は、 S T E P 2 3で求められた 02 センサ 6の偏差出力 VO2 の今回値 V02(k)及び前回値 V02(k-1)と、 S T E P 2 4で決定した最新のゲイ ン係数 KVP， KVI, KVD とを用いて次式 ( 4 5 ) 〜 （ 4 7 ) の演算を行うことによって、 比例項、 積分項、 及び 微分項のそれぞれの今回値 VREFP(k)、 VREFI(k)、 VREFD(k)を求め る。 さらに、 これらの比例項、 積分項、 及び微分項のそれぞれの今回値 VREFP(k)、 VREFI(k), VREFD(k)を式 ( 4 8 ) のように加算すること によって、 前記空燃比操作量 Usl の基礎となる基本操作量 VREF を求 める （S T E P 2 5 )。
VREFP (k) = V02 (k) · KVP (45)
VREFI (k) = VREFI (k一 1) +V02 (k) ♦ KVI (46)
VREFD (k) = (V02 (k) — 02 (k— 1) ) * KVD (47)
VREF VREFP (k) + VREFI (k) + VREFD C (48)
さらに、 P I D制御器 3 1は、 上記基本操作量 VREF にリ ミ ッ ト処 理を施す （ S T E P 2 6 )。 このリ ミ ッ ト処理では、 S T E P 2 5で求 めた基本操作量 VREF があらかじめ定めた上限値あるいは下限値を超 えていた場合には、 それぞれ、 基本操作量 VREF の値を強制的に該上 限値あるいは下限値に設定する。
次いで、 P I D制御器 3 1は、 上記リ ミ ッ ト処理を施した基本操作量 VREFから、 例えば図 2 2に示すようにあらかじめ定められたデータテ 一ブルを用いて空燃比操作量 Upidを求める （ S T E P 2 7 )。
この場合、 図 2 2 のデータテーブルでは、 基本的には、 基本操作量 VREF が大きい程、 空燃比操作量 Upid が大きくなるように定められて い る 。 そ し て特 に 、 0 2 セ ンサ 6 の 出 力 V02/OUT 目 標値 V02/TARGET の近傍にほぼ収束しているような状態で P I D制御器 3 1 により求められる基本操作量 VREF の値の範囲 （図 2 2の参照符号 Sを付した範囲） では、 基本操作量 VREF の変化に対する空燃比操作 量 Upid の変化が小さく、 該空燃比操作量 Upid が概ね 「 0」 近傍の値 に保持されるよう に定められている。 これは、 0 2 センサ 6 の目標値 VO2/TARGET 近傍の出力 V02/OUT では、 前記図 2の実線 aで示した ように空燃比の僅かな変化に対して該出力 V02/OUTが大きく変化する からである。
このようにして空燃比操作量 Upid を求めた後、 目標空燃比算出手段 3 0は、 次に、 前記加算処理部 3 2 によって、 この空燃比操作量 Upid に前記 S T E P 2 1で決定した空燃比基準値 KBS を加算することによ つて、 今回の制御サイクルにおける目標空燃比 KCMD(k)を求める （ S T E P 2 8 )。
尚、 このようにして求められた目標空燃比 KCMD は、 排気側制御ュ ニッ 卜 7 aの制御サイクル毎に図示しないメモリに時系列的に記憶保持 される。 そして、 機関側制御ユニッ ト 7 bにおいて、 この目標空燃比 KCMD を前記図 1 0の S T E P f で読み込むに際しては、 上記のよう に記憶保持された目標空燃比 KCMD のなかから最新のものが選択され る。
前述のように目標空燃比算出手段 3 0 により 目標空燃比 KCMD を求 めた後、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 前記劣化状態評価手段 1 3 bによ り触媒装置 3 の劣化状態を評価する処理を実行し （ S T E P 2 9 )、 今 回の制御サイクルの処理を終了する。 この場合、 劣化状態評価手段 1 3 bが実行する処理は、 前記第 1実施形態のものと全く同一である。 つま り該劣化状態評価手段 1 3 bは、 前記 S T E P 2 3で制御サイクル毎に 求められる 0 2 センサ 6 の偏差出力 V02 の時系列データ V02(k)， V02(k- 1)を用いて前記図 1 6〜図 1 9 のフローチャー トの処理を前述 の通りに実行する。 これにより、 触媒装置 3が前記 「劣化進行状態」 で あるか 「未劣化状態」 であるかの評価がなされ、 「劣化進行状態」 であ る場合には、 劣化報知器 2 9による報知がなされる。
以上説明した本実施形態の装置によれば、 前記第 1実施形態と同様、 触媒装置 3 の下流側の O 2 セ ンサ 6 の出力 V02/OUT を 目 標値 VO2/TARGET に収束させるようにエンジン 1 の空燃比を操作しながら、 触媒装置 3の劣化状態の評価が行われる。 このため、 触媒装置 3の適正 な浄化性能を確保しながら、 触媒装置 3の劣化状態を評価することがで きる。
そして、 本実施形態における触媒装置 3の劣化状態の評価処理は、 前 記第 1実施形態と全く同様の処理によって行うので、 該第 1実施形態と 同様、 触媒装置 3の劣化状態との相関性が高く、 しかも信頼性の高い劣 化評価用パラメ一夕 LS o 2 に基づいて触媒装置 3の劣化状態の評価を 適正に行うことができる。
尚、 本実施形態では、 排気側制御ユニッ ト 7 aは、 一定周期の制御サ イタルで処理を行うようにしたが、 機関側制御ユニッ ト 7 bと同様に T D Cに同期させて処理を行ったり、 あるいは 1 T D Cの所定数倍 （複数 倍） の周期の制御サイクルで処理を行うようにしてもよい。
また、 劣化評価用パラメ一夕やそれに基づく触媒装置 3の劣化状態の 評価に関しては、 本実施形態においても、 前記第 1実施形態について説 明した変形態様と同様の各種の変形態様も可能である。 産業上の利用可能性
以上の説明から明らかなように、 本発明は、 自動車、 ハイブリ ッ ド車 等に搭載される内燃機関の排気系に備えた三元触媒等の触媒装置の劣化 状態を自動的に適正に評価でき、 その評価結果の報知を行う場合等に有 効に活用することができる。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 内燃機関の排気通路に設けた触媒装置の下流側に該触媒装置を通過 した前記内燃機関の排ガス中の特定成分の濃度を検出すべく配置された 排ガスセンサと、 該排ガスセンサの出力を所定の目標値に収束させるよ うに前記触媒装置に進入する排ガスの空燃比を規定する操作量を逐次生 成する空燃比操作量生成手段と、 該操作量に応じて前記内燃機関で燃焼 させる混合気の空燃比を操作する空燃比操作手段とを備えた内燃機関の 空燃比制御装置において、
前記空燃比操作手段による前記混合気の空燃比の操作中に、 前記排ガ スセンサの出力の時系列データから該時系列データを変数成分として表 した所定の劣化評価用線形関数の値を逐次求め、 その求めた劣化評価用 線形関数の値に基づき前記触媒装置の劣化状態を評価する劣化状態評価 手段を備えたことを特徴とする内燃機関の空燃比制御装置。
2 . 前記劣化状態評価手段は、 前記劣化評価用線形関数の値の時系列デ 一夕のばらつき度合いを表すデ一夕を劣化評価用パラメ一夕として、 該 劣化評価用パラメータを前記劣化評価用線形関数の値の時系列データか ら求め、 その求めた劣化評価用パラメ一夕の値に基づき前記触媒装置の 劣化状態を評価することを特徴とする請求の範囲第 1項記載の内燃機関 の空燃比制御装置。
3 . 前記劣化状態評価手段は、 前記劣化評価用線形関数の値の時系列デ 一夕の各データ値と該劣化評価用線形関数の値の中心値としてあらかじ め定めた所定値との偏差の二乗値又は絶対値にローパス特性のフィル夕 リ ング処理を施すことにより前記劣化評価用パラメ一夕を求めることを 特徴とする請求の範囲第 2項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
4 . 前記ローパス特性のフィル夕リ ング処理は、 逐次型の統計処理アル ゴリズムによるフィルタリ ング処理であることを特徴とする請求の範囲 第 3項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
5 . 前記劣化状態評価手段は、 前記劣化評価用パラメ一夕の値を所定の 閾値と比較することにより、 前記触媒装置の劣化状態が前記閾値に対応 する劣化度合い以上に劣化しているか否かを判断することを特徴とする 請求の範囲第 3項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
6 . 前記劣化状態評価手段は、 前記触媒装置に進入する排ガスの流量の 変化状態に応じて前記触媒装置の劣化状態の評価を行なうか否かを判断 する手段を備えることを特徴とする請求の範囲第 1項記載の内燃機関の 空燃比制御装置。
7 . 前記劣化状態評価手段は、 前記触媒装置に進入する排ガスの流量が 略一定に維持されている状態では、 前記触媒装置の劣化状態の評価を行 わず、 前記排ガスの流量が略一定に維持されていない状態で前記触媒装 置の劣化状態の評価を行うことを特徴とする請求の範囲第 6項記載の内 燃機関の空燃比制御装置。
8 . 前記劣化状態評価手段は、 前記触媒装置に進入する排ガスの流量が 略一定に維持されている状態では、 前記劣化評価用パラメ一夕の算出を 行わず、 前記排ガスの流量が略一定に維持されていない状態で前記劣化 評価用パラメータの算出を行う ことを特徴とする請求の範囲第 3項記載 の内燃機関の空燃比制御装置。
9 . 前記空燃比操作量生成手段は、 スライディ ングモード制御を用いて 前記操作量を生成する手段であり、 前記劣化評価用線形関数は、 該スラ イデイ ングモー ド制御に用いる切換関数に応じて定まる線形関数である ことを特徴とする請求の範囲第 1項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
1 0 . 前記空燃比操作量生成手段が用いるスライディ ングモード制御は、 前記排ガスセンサの出力と前記目標値との偏差の時系列デ一夕を変数成 分として表した線形関数を前記切換関数として用いるものであり、 前記 劣化評価用線形関数は、 その変数成分に係る係数値を前記切換関数の変 数成分に係る係数値と同一とした線形関数であることを特徴とする請求 の範囲第 9項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
1 1 . 前記空燃比操作量生成手段は、 前記触媒装置の上流側から前記排 ガスセンサにかけての系が有する無駄時間後の前記排ガスセンサの出力 の推定値を表すデータを逐次求める推定手段を具備し、 該推定手段が求 めたデータを用いて前記操作量を生成することを特徴とする請求の範囲 第 9項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
1 2 . 前記空燃比操作量生成手段は、 前記触媒装置の上流側から前記排 ガスセンサにかけての系が有する無駄時間と、 前記空燃比操作手段及び 前記内燃機関からなる系が有する無駄時間とを合わせた合計無駄時間後 の前記排ガスセンサの出力の推定値を表すデ一夕を求める推定手段を具 備し、 該推定手段が求めたデータを用いて前記操作量を生成することを 特徴とする請求の範囲代 9項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
1 3 . 前記空燃比操作量生成手段は、 前記推定手段が求めたデータによ り表される前記排ガスセンサの出力の推定値をスライディ ングモー ド制 御により前記目標値に収束させるように前記操作量を生成することを特 徴とする請求の範囲第 1 1項又は第 1 2項記載の内燃機関の空燃比制御 装置。
1 4 . 前記スライディ ングモー ド制御は適応スライディ ングモー ド制御 であることを特徴とする請求の範囲第 9項記載の内燃機関の空燃比制御 装置。
1 5 . 前記空燃比操作量生成手段が生成する前記操作量は、 前記触媒装 置に進入する排ガスの目標空燃比であると共に、 該触媒装置に進入する 排ガスの空燃比を検出する空燃比センサを該触媒装置の上流側に備え、 前記空燃比操作手段は、 該空燃比センサの出力が前記目標空燃比に収束 するようにフィー ドバック制御により前記混合気の空燃比を操作する とを特徴とする請求の範囲第 1項記載の内燃機関の空燃比制御装置。
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