WO2014013553A1 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

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松永　英樹
ハンス ハルダム
高橋　俊晴
正俊 山田
洋 鵜池
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Honda Motor Co Ltd
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Definitions

  • the present invention relates to an exhaust gas purification system for an internal combustion engine.
  • the exhaust gas purification system of an internal combustion engine purifies HC (hydrocarbon), CO (carbon monoxide), and NOx (nitrogen oxide) contained in the exhaust gas of the engine.
  • the exhaust purification system mainly purifies the ternary component in the exhaust gas by utilizing reactions in various types of catalysts provided in the exhaust passage.
  • Catalysts that purify exhaust gas include oxidation catalysts (DOC (Diesel Oxidation Catalyst)), three-way catalysts (TWC (Three-Way Catalyst)), NOx storage reduction catalysts (NSC (NOx Storage Catalyst)), and selective reduction catalysts.
  • DOC Diesel Oxidation Catalyst
  • TWC Three-way catalysts
  • NSC NOx storage reduction catalysts
  • selective reduction catalysts selective reduction catalysts.
  • Various catalysts having different functions such as (SCR catalyst (Selective Catalytic Reduction Catalyst)) have been proposed.
  • the oxidation catalyst has an oxidation function of purifying HC and CO by advancing the oxidation reaction of HC and CO under an exhaust gas containing lean oxygen as the air-fuel mixture equivalent ratio (exhaust gas with a lean equivalent ratio).
  • This oxidation catalyst also has a three-way purification function in which the oxidation reaction of HC and CO and the reduction reaction of NOx proceed simultaneously with high efficiency under exhaust gas with the equivalent ratio of the air-fuel mixture stoichiometric (exhaust gas with stoichiometric equivalent ratio).
  • the three-way catalyst is equivalent to the above-mentioned oxidation catalyst added with an oxygen storage material (OSC material).
  • the three-way purification window that is, the equivalent ratio width that exhibits the three-way purification function is wide. It has become. This effect is caused by the fact that the range of the variation in the catalyst air-fuel ratio relative to the variation in the pre-catalyst air-fuel ratio is reduced by the oxygen storage effect of the OSC material.
  • the selective reduction catalyst reduces NOx in the presence of a reducing agent that is supplied from the outside, such as NH 3 or HC, or present in the exhaust gas.
  • the NOx occlusion reduction type catalyst occludes NOx in exhaust gas under exhaust gas with a lean equivalent ratio, and reduces NOx occluded under exhaust gas with stoichiometry or an equivalent ratio richer than stoichiometry with a reducing agent.
  • Exhaust gas purification systems based on lean combustion, such as lean-burn gasoline engines and diesel engines have these selective reduction catalysts and NOx occlusion reduction type to ensure NOx purification performance under exhaust gas with a lean equivalent ratio.
  • a catalyst called a DeNOx catalyst such as a catalyst is often used in combination with the above-described oxidation catalyst or three-way catalyst.
  • Patent Document 1 proposes an exhaust purification system that combines a NOx storage reduction catalyst and a three-way catalyst among the above-described catalysts.
  • this exhaust purification system before the NOx occlusion reduction catalyst reaches its activity, the equivalence ratio of the air-fuel mixture is stoichiometric and the ternary component of exhaust gas is mainly purified by the three-way catalyst.
  • this exhaust purification system makes the equivalence ratio of the air-fuel mixture lean, the ternary catalyst purifies HC and CO, and NOx storage by the NOx storage reduction catalyst. Purify.
  • the exhaust gas is contained in the exhaust gas both during the lean operation for controlling the equivalence ratio of the air-fuel mixture to lean and during the stoichiometric operation for controlling the equivalence ratio of the air-fuel mixture to stoichiometric.
  • the ternary component can be purified.
  • this point has not been sufficiently studied in Patent Document 1.
  • a catalyst that exhibits a three-way purification function is a three-way catalyst that contains a sufficient amount of OSC material and has a purification window having a sufficient width. Must be used.
  • the content of the OSC material increases in this way, not only the cost increases, but also the adverse effect that the oxidation performance of HC and CO under the exhaust gas with a lean equivalent ratio decreases. .
  • the OSC material releases oxygen when the pre-catalyst air-fuel ratio is changed from lean to stoichiometric.
  • the time required to complete that is, the time required for the air-fuel ratio atmosphere on the catalyst to switch from lean to stoichiometric increases, and the time required until the NOx purification rate increases. Note that it is conceivable to enrich the air-fuel ratio in order to shorten the oxygen release time of the OSC material, but in this case, the exhaust amount of HC and CO downstream of the catalyst increases.
  • a DeNOx catalyst such as a general NOx occlusion reduction type catalyst or a selective reduction catalyst has a reduced NOx purification performance during a high load operation in which the exhaust gas volume increases and the exhaust gas temperature increases. For this reason, it is conceivable that stoichiometric operation is performed even during high-load operation, and the three-way purification function of the three-way catalyst under exhaust gas having a stoichiometric equivalent ratio is used to compensate for the reduction in the purification performance of the DeNOx catalyst.
  • the purification window of the three-way catalyst is also narrowed. Therefore, in order to exhibit a sufficient three-way purification function, highly accurate equivalence ratio control is still necessary.
  • the present invention has been made in consideration of the above points, and an object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine capable of highly accurate equivalence ratio control.
  • a control device for example, ECU3, 3A described later for an internal combustion engine (for example, engine 1 described later) of the present invention detects an equivalent ratio of exhaust gas of the internal combustion engine (for example, LAF sensor 21 described later).
  • a first model parameter (A , B) and the second model parameter (C) are modeled as a first model (for example, an injection amount-sensor output model described later), and the value of the first model parameter (A, B) is From a parameter value calculated using a first identification unit (for example, a feedback identifier 35 described later) and a model expression of the first model for sequential identification
  • the system up to the output of the exhaust gas sensor is modeled as a second model (for example, a port equivalent ratio-sensor output model described later) by a model formula including the second model parameter (C), and the output of the
  • the parameters relating to the fuel injection amount and the output of the LAF sensor include not only the fuel injection amount and the output of the LAF sensor itself but also a physical quantity obtained from the fuel injection amount and the output of the LAF sensor through a predetermined arithmetic expression.
  • the second identification unit updates the value of the second model parameter (C) at least while the output ( ⁇ laf) of the exhaust gas sensor is changing.
  • the first identification unit updates the value of the first model parameter (A, B) while the engine is under a specific first operating condition
  • the second identification unit includes:
  • the value of the second model parameter (C) is updated while the engine is under a second operating condition that is wider than the first operating condition.
  • the second model parameter (C) is a parameter related to the detection delay characteristic of the exhaust gas sensor, and the control device uses the second model parameter (C) identified by the second identification unit. It is preferable to further include an abnormality determination unit (for example, means related to execution of S40 described later) for determining an abnormality of the exhaust gas sensor by comparing the value of the exhaust gas with a predetermined abnormality determination threshold (C_aged).
  • an abnormality determination unit for example, means related to execution of S40 described later
  • the second model parameter is a parameter related to a detection delay characteristic of the exhaust gas sensor
  • the first identification unit receives the fuel injection amount as an input
  • the first model parameter and the second model parameter A sensor output estimation calculation unit that calculates an estimated value of the output of the exhaust gas sensor using a model expression of the first model including the first model parameter so that an error between the estimated value and the output of the exhaust gas sensor is minimized. It is preferable to include an identification calculation unit that identifies a value.
  • the second model parameter is a parameter related to a detection delay characteristic of the exhaust gas sensor
  • the first identification unit performs a delay calculation characterized by the second model parameter on the fuel injection amount.
  • the system from the fuel injection amount to the output of the exhaust gas sensor is modeled as the first model.
  • a system from the parameter value obtained from the first model to the output of the exhaust gas sensor, that is, a system included in the first model is modeled as a second model.
  • the first identification unit identifies the value of the first model parameter among the first and second model parameters included in the first model.
  • the second identification unit identifies the value of the second model parameter included in the first model based on the output of the exhaust gas sensor. Then, the controller determines a parameter value for controlling the equivalence ratio of the engine air-fuel mixture using the first model parameter.
  • the equivalence ratio can be controlled with high accuracy without causing an overshoot or vibrational behavior in the output of the exhaust gas sensor.
  • an error modeling error
  • this modeling error can be reflected in the values of the first and second model parameters by the first and second identification units. Therefore, according to the present invention, the equivalence ratio can be controlled with high accuracy while minimizing the influence of individual variations of various devices.
  • the values of two types of model parameters (first and second model parameters) included in one model (first model) are identified by two identification units (first and second identification units).
  • the modeling error is divided into, for example, a dynamic error that may occur in a transient characteristic of the output of the exhaust gas sensor, in addition to a steady error caused by individual variations of various devices.
  • These two types of errors are generated at different timings. Therefore, if the two types of model parameter values are simultaneously identified using only one identification unit, the two types of errors cannot be separated, resulting in a decrease in the accuracy of model parameter identification.
  • the first identifying unit identifies the value of the first model parameter so as to compensate for the stationary error
  • the second identifying unit compensates for the dynamic error.
  • the value of the second model parameter can be identified. That is, it is possible to assign an identification unit for each error characteristic and accurately identify the value of the model parameter at an appropriate timing. Therefore, according to the present invention, the equivalence ratio can be controlled with high accuracy.
  • the first identification unit identifies the value of the first model parameter among the first and second model parameters included in the first model, and the second identification unit Identify the value. That is, in order for the value of the first model parameter identified by the first identification unit to be accurate, the value of the second model parameter needs to be accurately identified by the second identification unit. Therefore, the second identification unit updates the value of the second model parameter under operating conditions wider than that of the first identification unit. As a result, the identification accuracy of the first model parameter by the first identification unit can be improved.
  • model parameters can be identified with high accuracy. Therefore, the deterioration of the exhaust gas sensor can be detected with high accuracy by determining the abnormality of the exhaust gas sensor using the second model parameter identified with high accuracy in this way.
  • the first identification unit utilizes the model expression using the second model parameter and the first model parameter identified by the second identification unit, and calculates the exhaust gas sensor from the fuel injection amount. At the same time as calculating the estimated value of the output, the value of the first model parameter is identified so that the error between the estimated value and the actual sensor output is minimized. That is, the first identification unit can identify the value of the first model parameter with high accuracy by repeatedly performing the calculation of the sensor output estimation calculation unit and the identification calculation unit.
  • the first identifying unit in calculating the estimated value of the exhaust gas sensor output from the fuel injection amount, first calculates the delay characterized by the second model parameter using the fuel injection amount as an input. Then, an estimated value of the output of the exhaust gas sensor is calculated by performing a predetermined calculation characterized by the first model parameter on the value obtained by the delay calculation. Then, the value of the first model parameter is identified so that the error between the estimated value and the actual sensor output is minimized. That is, according to the present invention, the delay calculation including the second model parameter can be removed from the calculation loop of the first model parameter including the sensor output estimation calculation unit and the identification calculation unit.
  • the identification speed in the identification calculation unit can be improved, the calculation of the sensor output estimation calculation unit and the identification calculation unit can be repeatedly performed in a short time, and thus short The value of the first model parameter can be accurately identified with time.
  • FIG. 1 It is a figure which shows an example of the map which calculates the correction value of main injection timing. It is a figure explaining the concept of the torque compensation control implement
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing a configuration of an internal combustion engine (hereinafter referred to as “engine”) 1 according to the present embodiment and an exhaust purification system 2 including the control device.
  • the engine 1 is based on so-called lean combustion in which the equivalence ratio of the air-fuel mixture is leaner than stoichiometric, more specifically, a diesel engine, a lean burn gasoline engine, or the like.
  • the engine 1 will be described as a diesel engine.
  • the exhaust purification system 2 includes a catalyst purification device 4 provided in the exhaust passage 11 of the engine 1, an EGR device 5 that recirculates part of the exhaust gas flowing through the exhaust passage 11 into the intake passage 12, the engine 1, and catalyst purification. And an electronic control unit (hereinafter referred to as “ECU”) 3 as a control device for controlling the device 4 and the EGR device 5.
  • ECU electronice control unit
  • the engine 1 is provided with a fuel injection valve that injects fuel into each cylinder (not shown).
  • the actuator that drives the fuel injection valve is electromagnetically connected to the ECU 3.
  • the ECU 3 determines the fuel injection amount from the fuel injection valve, the injection timing, and the like according to a procedure described in detail later, and controls the fuel injection valve so that the determined fuel injection mode is realized.
  • the catalyst purification device 4 includes a first catalytic converter 41 provided upstream in the exhaust passage 11, a second catalytic converter 42 provided downstream from the first catalytic converter 41, and a second catalytic converter 42. And a reducing agent supply device 43 for supplying the reducing agent to the device.
  • the first catalytic converter 41 is provided directly below the engine 1 in the exhaust passage 11. Therefore, hereinafter, the first catalytic converter is referred to as a direct catalytic converter.
  • the second catalytic converter 42 is provided at a position away from the engine 1, more specifically, under the floor with the exhaust purification system 2 mounted on a vehicle (not shown). Therefore, hereinafter, the second catalytic converter is referred to as an underfloor catalytic converter.
  • the direct catalytic converter 41 and the underfloor catalytic converter 42 are each provided with a catalyst for promoting a reaction for purifying components such as HC, CO, and NOx contained in the exhaust gas.
  • the direct catalyst provided in the direct catalytic converter 41 a catalyst having at least a three-way purification function is used.
  • the three-way purification function refers to a function in which a three-way purification reaction, that is, a reaction in which oxidation of HC and CO and reduction of NOx are performed simultaneously proceeds under an exhaust gas having a stoichiometric equivalent ratio.
  • Examples of the catalyst having such a three-way purification function include an oxidation catalyst, a three-way catalyst, and a NOx occlusion reduction type catalyst. Any of these three catalysts is preferably used as the direct catalyst.
  • the oxidation catalyst (DOC) purifies HC, CO, and NOx by the above three-way purification reaction under exhaust gas with a stoichiometric equivalent ratio, and purifies by oxidizing HC and CO under exhaust gas with a lean equivalent ratio.
  • the three-way catalyst (TWC) corresponds to the oxidation catalyst added with an oxygen storage material.
  • the three-way catalyst and the oxidation catalyst have the same basic purification function. However, the three-way catalyst is superior to the oxidation catalyst in that the three-way purification window is wide.
  • NOx occlusion reduction catalyst (NSC) purifies HC, CO, NOx by a three-way purification reaction under exhaust gas with stoichiometric ratio, and stores NOx under exhaust gas with lean equivalent ratio. Purify by.
  • the stored NOx is released by setting the equivalent ratio of exhaust gas to stoichiometric or richer than stoichiometric, and is reduced using HC contained in the exhaust gas as a reducing agent
  • the underfloor catalyst provided in the underfloor catalytic converter 42 a catalyst that undergoes a NOx purification reaction under an exhaust gas having a lean equivalent ratio that contains a large amount of oxygen is used.
  • the catalyst having such a NOx purification function include a selective reduction catalyst in addition to the NOx occlusion reduction type catalyst described above.
  • the selective reduction catalyst (SCR) is supplied from the outside such as NH 3 or HC or reduces NOx in the presence of HC present in the exhaust gas.
  • SCR selective reduction catalyst
  • the underfloor catalyst is a selective reduction catalyst. Changes in the case where the underfloor catalyst is a NOx occlusion reduction type catalyst will be described later.
  • the reducing agent supply device 43 includes a urea water tank 431 and a urea water injector 432.
  • the urea water tank 431 stores urea water that is a precursor of the reducing agent (NH 3 ) in the underfloor catalytic converter 42.
  • the urea water tank 431 is connected to the urea water injector 432 via a urea water supply path 433 and a urea water pump (not shown).
  • the urea water injector 432 opens and closes when driven by an actuator (not shown), and injects urea water supplied from the urea water tank 431 to the upstream side of the underfloor catalytic converter 42 in the exhaust passage 11.
  • the urea water injected from the injector 432 is hydrolyzed into NH 3 in the exhaust gas or in the underfloor catalytic converter 42 and consumed for NOx reduction.
  • the actuator of the urea water injector 432 is electromagnetically connected to the ECU 3.
  • the ECU 3 calculates the necessary urea water injection amount according to the output of the NOx sensor 22 described later, and controls the urea water injector 432 so that an amount of urea water corresponding to this injection amount is injected. A detailed description of urea water injection control by the ECU 3 is omitted.
  • the EGR device 5 includes an EGR passage 51, an EGR control valve 52, an EGR cooler (not shown), and the like.
  • the EGR passage 51 connects the intake passage 12 and the exhaust passage 11 upstream of the direct catalytic converter 41.
  • the EGR control valve 52 is provided in the EGR passage 51 and controls the amount of exhaust gas (hereinafter referred to as “EGR gas”) recirculated into the cylinder of the engine 1 through the EGR passage 51.
  • the actuator that drives the EGR control valve 52 is electromagnetically connected to the ECU 3.
  • the ECU 3 calculates an estimated value of the EGR gas amount (or EGR rate), determines a target value of the EGR gas amount (or EGR rate) by a procedure described in detail later, and sets the estimated value to the target value. Controls the EGR control valve.
  • the ECU 3 includes a LAF sensor 21, a NOx sensor 22, a catalyst temperature sensor 23, a crank angle position sensor 14, an accelerator opening sensor 15, an air flow sensor 16, and the like as sensors for detecting the states of the exhaust purification system 2 and the engine 1. Is connected.
  • the LAF sensor 21 detects an equivalence ratio of exhaust gas downstream from the exhaust port of the engine 1 and upstream from the direct catalytic converter 41, and transmits a signal substantially proportional to the detected value to the ECU 3.
  • the NOx sensor 22 detects the NOx concentration in the exhaust gas downstream of the underfloor catalytic converter 42 and transmits a signal substantially proportional to the detected value to the ECU 3.
  • the catalyst temperature sensor 23 detects the temperature of the underfloor catalytic converter 42 and transmits a signal substantially proportional to the detected value to the ECU 3.
  • the crank angle position sensor 14 detects the rotation angle of the crankshaft of the engine 1 and supplies a pulse signal for each predetermined crank angle to the ECU 3.
  • the ECU 3 calculates the rotational speed NE of the engine 1 based on this pulse signal.
  • the accelerator opening sensor 15 detects the amount of depression of an accelerator pedal (not shown) and transmits a signal substantially proportional to the detected value to the ECU 3.
  • the ECU 3 calculates a driver request driving force Tdrv based on the crank angle position sensor 14 and the accelerator opening sensor 15.
  • the air flow sensor 16 detects the flow rate of fresh air flowing through the intake passage 12, that is, the amount of fresh air supplied into the cylinder of the engine 1, and transmits a signal substantially proportional to the detected value to the ECU 3.
  • a sensor abnormality warning lamp 17 is connected to the ECU 3 in order to notify the driver of the abnormality of the LAF sensor 21.
  • the sensor abnormality warning lamp 17 is provided, for example, on the meter panel of the vehicle, and lights up when it is determined that the LAF sensor 21 is abnormal (see S41 in FIG. 18 described later).
  • the ECU 3 shapes input signal waveforms from various sensors, corrects the voltage level to a predetermined level, converts an analog signal value into a digital signal value, and a central processing unit (hereinafter “ CPU ”).
  • the ECU 3 stores a storage circuit that stores various calculation programs and calculation results executed by the CPU to execute equivalence ratio control, which will be described later, a fuel injection valve of the engine 1, a urea water injector 432, and EGR control. And an output circuit for outputting a control signal to the valve 52 and the like.
  • FIG. 2 is a graph showing the temperature characteristics of the NOx purification performance of the underfloor catalyst responsible for NOx purification under exhaust gas having a lean equivalent ratio.
  • the horizontal axis represents the catalyst temperature [° C.], and the vertical axis represents the NOx purification rate [%] under the exhaust gas having a lean equivalent ratio.
  • a solid line indicates a case where the underfloor catalyst is a selective reduction catalyst (SCR catalyst), and a broken line indicates a case where the underfloor catalyst is a NOx occlusion reduction type catalyst (NSC).
  • SCR catalyst selective reduction catalyst
  • NSC NOx occlusion reduction type catalyst
  • these underfloor catalysts exhibit high NOx purification performance when the equivalent ratio of exhaust gas is lean and the catalyst temperature is in an appropriate temperature range.
  • the horizontal axis is the exhaust gas volume (the amount of exhaust gas per unit time)
  • the upward convex characteristic is shown as in FIG.
  • the equivalence ratio control of the present invention reduces the NOx purification performance of the underfloor catalyst by changing the equivalence ratio of the air-fuel mixture from lean to stoichiometric at the time of such a high load operation, thereby allowing the three-way purification reaction to proceed in the direct catalyst. Make up. Next, the concept of this equivalence ratio control will be described with reference to FIGS.
  • FIG. 3 is a first diagram for explaining the concept of the equivalence ratio control of the present invention.
  • FIG. 3 shows, in order from the top, the breakdown of the gas introduced into the cylinder, the Inert-EGR rate [%], the fuel injection amount, the LAF sensor output, and the NOx purification rate [%].
  • Inert-EGR refers to an inert component excluding oxygen in the EGR gas recirculated into the cylinder through the EGR passage.
  • the gas introduced into the cylinder is divided into a fresh air component including oxygen in the EGR gas and an Inert-EGR component.
  • the two broken lines indicate the target value of the cylinder gas amount (target cylinder gas amount) and the target value of the Inert-EGR amount (target Inert-EGR amount).
  • a value obtained by subtracting the target Inert-EGR amount from the target cylinder gas amount corresponds to the target value of the new air amount (target new air amount).
  • two solid lines indicate the actual value of the cylinder internal gas amount (actual cylinder gas amount) and the actual value of the Inert-EGR amount (actual Inert-EGR amount), respectively.
  • the value obtained by subtracting the actual Inert-EGR amount from the actual cylinder gas amount corresponds to the actual value of the new air amount (actual new air amount). Further, the actual cylinder gas amount and the actual Inert-EGR amount are controlled so as to follow respective target values.
  • the target cylinder gas amount is determined so as to increase according to the driver's required driving force.
  • the temperature of the exhaust gas increases and the exhaust gas volume also increases, so that the NOx purification performance of the underfloor catalyst decreases as described with reference to FIG. Therefore, in the equivalence ratio control of the present invention, the engine operation mode is switched between the lean operation mode and the stoichiometric operation mode by setting a predetermined threshold Gcyl_st with respect to the target cylinder gas amount.
  • the ECU determines the fuel injection amount, the Inert-EGR rate, and the like with a predetermined algorithm so that the equivalence ratio of the air-fuel mixture becomes leaner than the stoichiometric ratio, and performs the NOx purification function by the underfloor catalyst. Use it actively to maintain a high NOx purification rate.
  • the ECU controls the fuel injection amount, the Inert-EGR rate, etc. so that the equivalence ratio of the air-fuel mixture becomes stoichiometric, actively uses the three-way purification function by the direct catalyst, Compensates for the decline in NOx purification performance.
  • the ECU increases the Inert-EGR rate (or the Inert-EGR amount) as compared with the case where the same ratio is determined by the same algorithm as in the lean operation mode in order to control the equivalence ratio of the air-fuel mixture stoichiometrically.
  • Increase the fuel injection amount is preferably increased by intentionally reducing the combustion efficiency of the engine.
  • combustion efficiency of the engine can be lowered by retarding the fuel injection timing as compared to the lean operation mode or dividing the fuel injection, as will be described in detail later.
  • the combustion efficiency of the engine can be reduced by retarding the ignition timing.
  • FIG. 4 is a second diagram for explaining the concept of the equivalence ratio control of the present invention.
  • the exhaust gas equivalent ratio is stoichiometrically controlled by combining the increase in the Inert-EGR rate and the increase in the fuel injection amount.
  • the Inert-EGR rate can be increased, for example, by adjusting the opening degree of the EGR control valve.
  • the flow rate characteristic of the EGR control valve changes due to individual variations and aging. For this reason, as shown in FIG.
  • FIG. 4 exemplifies a case where individual variation or aging has occurred in the EGR control valve. In addition to this, when individual variation or aging has occurred in the flow rate characteristics of the injector for injecting fuel, the LAF sensor output is similarly applied. In some cases, a steady deviation may occur.
  • FIG. 5 is a third diagram for explaining the concept of the equivalence ratio control of the present invention.
  • FIG. 5 shows the stoichiometric feedback control using the LAF sensor output from the time when the lean operation mode is switched to the stoichiometric operation mode (F_StoicMode: 0 ⁇ 1) and when a predetermined time has passed (F_StoicFB: 0 ⁇ 1). This is a case where the fuel injection amount is corrected so that the output of the LAF sensor becomes stoichiometric.
  • F_StoicMode 0 ⁇ 1
  • F_StoicFB 0 ⁇ 1
  • the equivalence ratio of the air-fuel mixture is accurately controlled even when there are individual variations in the EGR control valve and the injector, and NOx purification is performed.
  • the rate can be increased.
  • the output of the LAF sensor is sufficiently smaller than the stoichiometric operation. Further, in order to control the equivalence ratio of the air-fuel mixture from this state to stoichiometric, it is necessary to increase the fuel injection amount. For this reason, if the above-described stoichiometric feedback control is started immediately after switching from the lean operation mode to the stoichiometric operation mode, the fuel injection amount may increase rapidly, and an unintended change in engine torque may occur.
  • the stoichiometric feedback control starts in response to the output of the LAF sensor exceeding the feedback start equivalent ratio set to a value slightly smaller than the stoichiometric value after the start of the stoichiometric operation mode.
  • the fuel injection amount is prevented from increasing rapidly, and an unintended torque change is suppressed.
  • the engine operation mode is set to the stoichiometric operation mode immediately after the engine is started until the underfloor catalyst reaches the activation temperature, and the three-way purification function of the direct catalyst is utilized. Since the direct catalyst is provided at a position closer to the engine than the underfloor catalyst, the direct catalyst reaches its activity more quickly than the underfloor catalyst. Therefore, the NOx purification rate can be increased immediately after the start by setting the operation mode of the engine immediately after the start to the stoichiometric operation mode.
  • FIG. 6 is a diagram showing a part of the main flowchart showing the procedure of the equivalence ratio control.
  • This equivalence ratio control is executed in the ECU every predetermined control cycle (for example, TDC cycle).
  • the equivalence ratio control executed in the ECU includes mode determination control (S1), EGR control (S2), fuel injection control (S3), and injection pattern control (S5). Including.
  • the current appropriate operation mode is determined according to the state of the engine and the exhaust purification system. A specific procedure of the mode determination control will be described later with reference to FIG.
  • the target EGR amount and the target EGR rate are determined according to the selected operation mode and the like. A specific procedure of this EGR control will be described later with reference to FIG.
  • the fuel injection amount is determined according to the selected operation mode, the target EGR amount, and the like. A specific procedure of this fuel injection control will be described later with reference to FIGS.
  • the fuel injection amount determined in S3 is divided according to the operation mode determined in S1. A specific procedure of this injection pattern control will be described later with reference to FIGS.
  • FIG. 7 is a flowchart showing the procedure of the mode determination control.
  • the ECU sets the values of the stoichiometric purification mode flag F_StoicMode and the stoichiometric feedback flag F_StoicFB.
  • the stoichiometric purification mode flag F_StoicMode is a flag indicating that the current operation mode is the stoichiometric operation mode.
  • the stoichiometric feedback flag F_StoicFB is a flag indicating that the state is suitable for execution of stoichiometric feedback control.
  • the ECU determines whether or not the direct catalyst has reached activity. If the determination in S11 is YES, the process moves to S12. In S12, the ECU determines whether or not the underfloor catalyst has reached activity, that is, whether or not the underfloor catalyst temperature Tdenox (k) is equal to or higher than a threshold value Tdenox_act set to determine the activity. The underfloor catalyst temperature Tdenox (k) is calculated based on the output of the catalyst temperature sensor. If this determination is YES, the process proceeds to S13, and if NO, the process proceeds to S14.
  • the ECU determines whether or not the target cylinder gas amount Gcyl_trgt (k) is equal to or greater than a predetermined stoichiometric operation threshold Gcyl_st_dnx after activation of the predetermined underfloor catalyst.
  • the ECU determines whether or not the target in-cylinder gas amount Gcyl_trgt (k) is greater than or equal to a predetermined stoichiometric operation threshold Gcyl_st_aes before the underfloor catalyst activation.
  • the target in-cylinder gas amount Gcyl_trgt (k) is determined for each predetermined control cycle by searching a predetermined map according to the driver's required driving force by a process (not shown). Further, the stoichiometric operation threshold Gcyl_st_dnx after under-floor catalyst activation is set to be greater than or equal to the stoichiometric operation threshold Gcyl_st_aes before under-floor catalyst activation (Gcyl_st_dnx ⁇ Gcyl_st_aes). In S13 and S14, the gas amount in the cylinder is determined as an argument, but substantially the same determination can be performed using physical quantities such as engine torque, engine output, and exhaust gas volume as arguments.
  • the ECU sets a stoichiometric feedback flag F_StoicFB according to the following equation (2), and ends the process of FIG. More specifically, the ECU sets the flag F_StoicFB when the LAF sensor output ⁇ laf exceeds the feedback start threshold ⁇ fb set to a value slightly smaller than 1 (stoichiometric ratio) from the previous control to the current control. Is switched from 0 to 1, and the flag F_StoicFB is reset from 1 to 0 when the stoichiometric purification flag F_StoicMode is switched from 1 to 0 from the previous control to the current control. In other cases, the flag F_StoicFB is maintained in the previous state.
  • the stoichiometric feedback control by the adaptive stoichiometric controller is performed after the engine operation mode is switched from the lean operation mode to the stoichiometric operation mode. It can be started after waiting for ⁇ laf to exceed the feedback start threshold ⁇ fb.
  • FIG. 8 is a flowchart showing a procedure of EGR control.
  • the ECU determines a target value (target EGR amount) Gegr_trgt of the EGR gas amount and a target value (target EGR rate) Regr_trgt of the EGR rate.
  • S21 it is determined whether or not the current operation mode is the stoichiometric operation mode, that is, whether or not the stoichiometric purification flag F_StoicMode is 1. If the determination in S21 is NO, that is, if the lean operation mode is in progress, the process proceeds to S22, where the ECU maintains the state where the equivalence ratio of the air-fuel mixture is lean, and the required driving force of the driver
  • the target EGR amount Gegr_trgt and the target EGR rate Regr_trgt are determined so as to be realized. These target EGR amount Gegr_trgt and target EGR rate Regr_trgt are determined by searching a map for a predetermined lean operation mode.
  • the process proceeds to S23, and the ECU determines that the required driving force of the driver is realized, as will be described later with reference to FIG.
  • the target EGR amount Gegr_trgt and the target EGR rate Regr_trgt are determined so that the equivalent ratio of the air-fuel mixture becomes stoichiometric with respect to the fuel injection amount Gfuel. More specifically, the ECU determines the target EGR amount Gegr_trgt and the target EGR rate Regr_trgt according to the following equations (3-1) to (3-4).
  • Gfsh_trgt (k) is the target cylinder fresh air amount.
  • Gfuel (k) is a fuel injection amount determined in fuel injection control described later.
  • the constant ⁇ st is a stoichiometric air-fuel ratio (for example, 14.6). That is, the target in-cylinder fresh air amount Gfsh_trgt is set to an amount necessary for stoichiometric combustion of an amount of fuel that achieves the driver required driving force.
  • Giegr_trgt (k) is the target Inert-EGR amount.
  • Gcyl_trgt (k) is the target cylinder gas amount. That is, a value obtained by subtracting the target cylinder fresh air amount Gfsh_trgt (k) from the target cylinder gas amount Gcyl_trgt (k) becomes the target Inert-EGR amount Giegr_trgt (k).
  • the target EGR amount Gegr_trgt (k) is determined according to the above equation (3-3) so that the target Inert-EGR amount Giegr_trgt (k) defined as described above is realized. More specifically, the target EGR amount Gegr_trgt (k) takes into account the time d (EGR recirculation time) required until the EGR gas is recirculated into the cylinder via the EGR passage, and the LAF before the EGR recirculation time d. A value obtained by multiplying the sensor output ⁇ laf (kd) by the current target Inert-EGR amount Giegr_trgt (k) is determined.
  • the target EGR rate Regr_trgt (k) is calculated by dividing the target EGR amount Gegr_trgt (k) by the target in-cylinder gas amount Gcyl_trgt (k) as shown in the above equation (3-4).
  • FIG. 9 is a block diagram relating to execution of fuel injection control for determining the fuel injection amount Gfuel of the engine.
  • This fuel injection control is realized by combining functional blocks such as the fuel injection amount calculation unit 31, the lean operation mode controller 32, the adaptive feedback controller 34, and the LAF delay compensation identifier 35.
  • the fuel injection amount calculation unit 31 uses either the fuel injection amount Gfuel_ln calculated by the lean operation mode controller 32 or the fuel injection amount (Gfuel_st or Gfuel_st_ff) calculated by the adaptive feedback controller 33 for the current engine. Select according to the operation mode. More specifically, the fuel injection amount calculation unit 31 has three fuels as shown in the following formula (4) according to the values of the flags F_StoicMode and F_StoicFB updated according to the above formulas (1) and (2). Any one of the injection amounts Gfuel_ln, Gfuel_st_ff, and Gfuel_st is determined as the final fuel injection amount Gfuel.
  • the injection amount Gfuel_ln (k) is the fuel injection amount for the lean operation mode.
  • the injection amount Gfuel_st_ff (k) is the injection amount during the stoichiometric operation mode and before starting the stoichiometric feedback control.
  • the injection amount Gfuel_st (k) is an injection amount for stoichiometric feedback control.
  • the lean operation mode controller 32 calculates an injection amount based on the driver required driving force Tdrv and the engine speed NE so that the driver required driving force is realized and the equivalence ratio of the air-fuel mixture becomes lean, This is determined as the fuel injection amount Gfuel_ln for the lean operation mode. More specifically, the lean operation mode controller 32 searches the predetermined lean operation mode map (not shown) by using the requested driving force Tdrv and the rotational speed NE as arguments, and thereby the injection amount Gfuel_ln. To decide.
  • the map used for calculating the injection amount Gfuel_ln is determined on the assumption that the fuel injection amount is divided in the manner shown by the broken line in FIG. 10 in the lean operation mode. Things are used. That is, in the lean operation mode, as shown by a broken line in FIG. 10, it is assumed that main injection executed near top dead center and pilot injection preceding this main injection are executed.
  • the adaptive feedback controller 34 models the physical system from the fuel injection amount Gfuel to the output ⁇ laf of the LAF sensor using a predetermined model formula, and determines the injection amount Gfuel_st in the stoichiometric operation mode using this model.
  • this model will be described in detail, and then a procedure for specifically determining the injection amount Gfuel_st using this model will be described.
  • the gas introduced into the engine cylinder is composed of fresh air and EGR gas. Therefore, the equivalent ratio ⁇ exp of the exhaust gas at the exhaust port of the engine is expressed by the following formula (5-1) by the immediately preceding EGR rate Regr, the fresh air equivalent ratio ⁇ fsh, and the EGR gas equivalent ratio ⁇ egr.
  • the equivalent ratio ⁇ fsh of fresh air in the equation (5-1) is calculated by dividing the fuel injection amount Gfuel by the fresh air amount Gfsh and multiplying by the stoichiometric air-fuel ratio ⁇ st (for example, 14.6) (the following equation (5) -2)).
  • the EGR rate Regr and the fresh air quantity Gfsh are not quantities that can be directly observed.
  • the target value Regr_trgt (see the above formula (3-4)) can be substituted for the EGR rate Regr.
  • the new air amount Gfsh can be substituted with the output Gafs of the air flow sensor. That is, the following equation (7) is derived using the target value Regr_trgt of the EGR rate and the output Gafs of the air flow sensor.
  • the exhaust port equivalent ratio ⁇ exp is divided into a term proportional to the fuel injection amount Gfuel and a disturbance term not proportional to the fuel injection amount Gfuel.
  • the disturbance term is proportional to the EGR rate. Since a general diesel engine has a higher EGR rate than a gasoline engine, the contribution of this disturbance term is relatively large. Therefore, in the present invention, a model that accurately incorporates the disturbance term is constructed.
  • the values of the model parameters A and B are expressed by the following equations (9-1) to (9-4) in consideration of an error (modeling error) between the theoretical equation (7) and the actual system.
  • the reference values Abs and Bbs calculated from the parameter Regr_trgt relating to the EGR rate and the correction values dA and dB as modeling errors are defined separately.
  • the physical quantities Regr and Gfsh are substituted in deriving the theoretical formula (7).
  • Modeling errors, modeling errors due to individual variations such as flow characteristics of EGR control valves and fuel injection valves, observation accuracy of air flow meters and LAF sensors, and changes over time are expressed by these two correction values dA and dB.
  • the LAF sensor has a response delay characteristic.
  • This response delay characteristic changes due to individual variation and aging.
  • soot is contained in the exhaust gas, so that the response delay characteristic of the sensor changes due to the soot adhering to the detection element of the LAF sensor.
  • the LAF sensor output ⁇ laf has such a response delay characteristic, and if this characteristic is expressed by a first-order delay coefficient C, the LAF sensor output ⁇ laf and the exhaust gas equivalent ratio ⁇ exp at the exhaust port
  • the second model formula shown in the following formula (10) is derived.
  • the coefficient C in the second model formula is referred to as a response delay coefficient of the LAF sensor.
  • the system from the fuel injection amount Gfuel to the output ⁇ laf of the LAF sensor has the first model formula (the above formulas (8) and (9-1) to (9-4)) and the second model formula. (Equation (10) above)
  • a model constituted by the first and second model formulas is referred to as an injection amount-sensor output model.
  • the system from the exhaust gas equivalent ratio ⁇ exp at the exhaust port to the output ⁇ laf of the LAF sensor is configured only by the second model equation.
  • a model constituted by the second model formula is referred to as a port equivalence ratio-sensor output model.
  • the adaptive feedback controller 34 includes a feedback identifier 36 and a stoichiometric operation mode controller 37.
  • the feedback identifier 36 uses the above-described injection amount-sensor output model to sequentially identify the values of the model parameters A and B included in this model at a predetermined timing.
  • the stoichiometric operation mode controller 37 calculates the injection amount Gfuel_st for stoichiometric feedback control using the model parameters A and B whose values are identified by the feedback identifier 36.
  • the LAF delay compensation identifier 35 sequentially identifies the value of the response delay coefficient C included in this model using the above-described port equivalent ratio-sensor output model. As shown in FIG. 9, the LAF delay compensation identifier 35 is configured separately from the feedback identifier 36, and the value of the response delay coefficient C is calculated by a calculation independent of the feedback identifier 36. It is possible to identify.
  • the feedback identifier 36 uses an injection amount-sensor output model to calculate the estimated value ⁇ exp_hat of the exhaust gas equivalent ratio at the exhaust port and the estimated value ⁇ laf_hat of the LAF sensor output by the following equations (11-1) and (11-2). ).
  • the feedback identifier 36 identifies an error between the output value ⁇ laf (k) of the LAF sensor and the estimated value ⁇ laf_hat (k) of the LAF sensor output derived from the model equations (11-1) and (11-2).
  • E_id (k) is defined by the following equation (12), and the two model parameter values A (k) and B (k) are sequentially identified so that the identification error E_id (k) is minimized.
  • a model parameter vector ⁇ having the model parameters A and B as components is defined by the following equation (13).
  • this model parameter vector ⁇ is defined as the sum of a reference vector ⁇ bs that can be successively calculated according to a parameter such as an EGR rate and a correction vector d ⁇ corresponding to a modeling error (the following equations (14-1) and ( 14-2)).
  • a parameter such as an EGR rate
  • d ⁇ a correction vector d ⁇ corresponding to a modeling error
  • the correction vector d ⁇ that minimizes the identification error E_id (see the above equation (12)) is calculated by the following equation (15) according to the sequential least squares algorithm.
  • the matrix ⁇ is an example of forgetting and is defined by the following equation (16-4).
  • the diagonal components ⁇ 1, ⁇ 2 of the forgetting matrix ⁇ are set between 0 and 1, respectively.
  • either ⁇ 1 or ⁇ 2 is preferably 1.
  • the matrix Kp is a model parameter update gain matrix and is defined by the following equation (16-1).
  • the matrix P is an adaptive gain matrix and is defined by the following equation (16-3).
  • the diagonal components p1 and p2 of the adaptive gain matrix P are set to positive values, respectively.
  • the vector ⁇ is an input / output vector and is defined by the following equation (16-2).
  • the stoichiometric operation mode controller 37 determines the feedforward injection amount Gfuel_st_ff for starting the stoichiometric operation mode and the injection amount Gfuel_st for stoichiometric feedback control by different algorithms, as will be described in the following order.
  • the feedforward injection amount Gfuel_st_ff for starting the stoichiometric operation mode is a map (not shown) for a predetermined stoichiometric operation mode in the stoichiometric operation mode controller 37 with the driver requested driving force Tdrv and the engine speed NE as arguments. ).
  • the map for the stoichiometric operation mode is different from the map referred to in the lean operation mode controller 32 described above, and the output of the LAF sensor is stoichiometric with respect to arguments such as the required driving force Tdrv and the rotational speed NE. What is set to be used is used.
  • the map for the stoichiometric operation mode is a map determined on the premise that the fuel injection amount is divided in the manner shown by the solid line in FIG. 10 in the stoichiometric operation mode. That is, in the stoichiometric operation mode, as shown by a solid line in FIG. 10, it is assumed that after injection executed during the expansion stroke is executed in addition to main injection and pilot injection.
  • the injection amount Gfuel_st for stoichiometric feedback control is calculated in the stoichiometric operation mode controller 37 based on the two model parameters A and B of the injection amount-sensor output model. More specifically, the stoichiometric operation mode controller 37 first corresponds to the target value (target equivalent ratio) ⁇ trgt with respect to the exhaust gas equivalent ratio ⁇ exp at the exhaust port so that the three-way purification reaction proceeds in the direct catalyst. 1 (see equation (17) below), or a preset value near the stoichiometric value or a value near the stoichiometric value calculated by a predetermined algorithm.
  • the stoichiometric operation mode controller 37 causes the equivalent ratio ⁇ exp calculated using the model parameters A and B (see the above equation (8)) to be the target equivalent ratio ⁇ trgt determined by the above equation (17).
  • the injection amount Gfuel_st is determined (see the following equation (18-1)).
  • the target equivalent ratio ⁇ trgt of the above formula (17) is equal to the equivalent ratio ⁇ exp derived from the model formula (8). Is derived by
  • FIG. 11 is a diagram for explaining the concept of equivalence ratio control realized by the adaptive stoichiometric controller 34.
  • the breakdown of the gas introduced into the cylinder the Inert-EGR rate [%]
  • the model parameter vectors ⁇ and ⁇ bs identified by the feedback identifier 36 the model parameter vectors ⁇ and ⁇ bs identified by the feedback identifier 36, the fuel injection amount, the LAF sensor output, And NOx purification rate [%].
  • the engine operation mode is switched from the lean operation mode to the stoichiometric operation mode in response to the target cylinder gas amount Gcyl_trgt exceeding the threshold value Gcyl_st_dnx or Gcyl_st_aes (see the above equation (1)). ).
  • the feedback identifier 36 minimizes the error between the output value of the LAF sensor and the estimated value based on the fuel injection amount-sensor output model.
  • the value of the model parameter vector ⁇ is updated (see the above equation (15)). Thereby, as shown in FIG. 11, the value of the model parameter ⁇ changes from the reference value ⁇ bs. That is, the error between the actual system and the model is detected by the feedback identifier 36 from the time of switching to the stoichiometric operation mode.
  • the fuel injection amount Gfuel is changed from the injection amount Gfuel_ln for the lean operation mode to the feedforward injection amount Gfuel_st_ff for the stoichiometric operation mode (the above formula (4)) reference).
  • the output of the LAF sensor increases toward the stoichiometric.
  • the stoichiometric purification flag F_StoicFB is switched from 0 to 1, and the stoichiometric feedback control is started (see the above formula (2)).
  • the fuel injection amount Gfuel is changed from the feedforward injection amount Gfuel_st_ff to the injection amount Gfuel_st for stoichiometric feedback control (see the above formula (4)).
  • the injection amount Gfuel_st is determined so that the exhaust port equivalence ratio ⁇ exp obtained from the model equation (8) becomes a target value (stoichiometric) (see the above equations (17) and (18-1)).
  • the output of the LAF sensor is stoichiometrically controlled after the start of the stoichiometric feedback control, and the three-way purification reaction by the direct catalyst proceeds.
  • a modeling error is detected by the feedback identifier early from the time when the operation mode is switched from the lean operation mode to the stoichiometric operation mode. By doing so, it becomes possible to control the output of the LAF sensor quickly and accurately in a stoichiometric manner. Thereby, the time (stoichi purification time) during which the three-way purification reaction can proceed in the direct catalyst can be ensured as long as possible.
  • FIG. 12 is a diagram showing a simulation result of the adaptive stoichiometric controller.
  • FIG. 12 shows the fuel injection amount, LAF sensor output, equivalence ratio ( ⁇ fsh, ⁇ exp, ⁇ egr), EGR rate, model parameter A when the target cylinder gas amount is changed in the manner shown in the figure. , B, and flag changes.
  • the stoichiometric purification mode flag F_StoicMode is set to 1 in accordance with this, and then the stoichiometric feedback flag F_StoicFB is set to 1.
  • the output of the LAF sensor can be controlled stoichiometrically with high accuracy without exhibiting overshoot or vibrational behavior. Verified.
  • this simulation of FIG. 12 was performed under the condition that a steady deviation occurs between the EGR rate Regr and its target value Regr_trgt, assuming that the EGR device has individual variations and aging.
  • the adaptive stoichiometric controller detects individual variations of the EGR device as an error from the reference values Abs and Bbs of the model parameters A and B immediately after the start of the stoichiometric operation mode. For this reason, the adaptive stoichiometric controller can control the equivalence ratio of the air-fuel mixture with high accuracy regardless of individual variations such as the EGR device, the fuel injection valve, and the air flow meter.
  • FIG. 13 is a diagram showing a simulation result of the conventional apparatus.
  • the conventional apparatus differs from the adaptive stoichiometric controller in that the feedforward is performed by a known PI controller with the deviation E_phi between the LAF sensor output value ⁇ laf and its target value (stoichiometric) as an input. This is a value obtained by determining the correction injection amount ⁇ Gfuel_fb with respect to the injection amount Gfuel_st_ff.
  • Other simulation conditions are the same as those in FIG.
  • the LAF delay compensation identifier 35 identifies the value of the delay coefficient C (see the above equation (10)) included in the fuel injection amount-sensor output model used in the adaptive stoichiometric controller 33. First, the influence of the error of the delay coefficient C on the control result of the adaptive stoichiometric controller 33 will be described.
  • FIG. 14 is a diagram showing the influence of the estimation error of the response delay characteristic of the LAF sensor on the control result.
  • the adaptive stoichiometric controller uses the model parameter A so that the estimated value ⁇ laf_hat of the output of the LAF sensor matches the output value ⁇ laf of the LAF sensor under the delay coefficient C identified by the LAF delay compensation identifier. , B are identified, and the fuel injection amount is determined based on these model parameters A, B. Therefore, as a result of determining the fuel injection amount in this way, the value of the delay coefficient C needs to be accurately identified in order for the output LAf of the actual LAF sensor to match the estimated value ⁇ laf_hat as assumed in the model. There is.
  • FIG. 14A shows the behavior when the delay of the actual LAF sensor is larger than the estimation
  • FIG. 14B shows the behavior when the delay of the actual LAF sensor is almost the same as the estimation
  • FIG. 14C shows the behavior when the delay of the actual LAF sensor is smaller than the estimation.
  • the estimated value ⁇ laf_hat and the actual output value ⁇ laf of the LAF sensor exhibit the same behavior.
  • FIGS. 14A and 14C if there is an error in the estimation of the delay coefficient C, the actual output value ⁇ laf may overshoot or delay with respect to the estimated value ⁇ laf_hat. For this reason, the stoichiometric purification time is shortened.
  • the value of the delay coefficient C needs to be accurately identified sequentially.
  • the delay characteristic of the LAF sensor greatly varies depending on the exhaust gas volume.
  • the value of the delay coefficient C is successively changed greatly according to the operating state.
  • the equivalent value ⁇ exp of the exhaust port that cannot be actually observed is estimated value ⁇ exp_hat that can be calculated by the equation (11-1).
  • the value of the delay coefficient C is identified by using the model formula obtained by replacing (see formula (19) below).
  • the delay characteristic of the LAF sensor has a characteristic that varies depending on the exhaust gas volume. More specifically, there is a characteristic that the delay characteristic of the LAF sensor decreases as the exhaust gas volume increases. It is difficult to directly calculate such a value that fluctuates successively in such a manner that the error between the virtual output W and the estimated value W_hat is minimized, and the error is large. Therefore, the LAF delay compensation identifier 35 defines a reference delay coefficient Cbs (k) as a function of the exhaust gas volume as shown in FIG. 15, and a delay coefficient C (k) as shown in the following equation (21). Is divided into the product of the reference delay coefficient Cbs (k) and the correction coefficient Kc (k) of the delay coefficient.
  • the delay coefficient C (k) is separated into the product of the reference value Cbs (k) that changes due to the exhaust gas volume and the correction coefficient Kc (k) that changes due to other factors such as individual dispersion and soot adhesion. To do.
  • the delay coefficient C (k) in this way, the portion of the delay coefficient C (k) that varies greatly depending on the exhaust gas volume is shown in FIG. 15 using the exhaust gas volume as an argument without going through the identification algorithm. It can be calculated by searching such a map.
  • the correction coefficient Kc (k) of the delay coefficient is a linear function of a plurality of weight functions ⁇ i (k) using the exhaust gas volume as an argument, as shown in the following equation (22). Define as a join.
  • the coefficient Kc_i associated with each weight function ⁇ i (k) is referred to as a local correction coefficient. In the following, a case where the number of weight functions is 3 will be described as an example.
  • FIG. 16 is a diagram illustrating a setting example of the weight function ⁇ i.
  • the domain of each weight function ⁇ i overlaps, and the sum of the values of the weight function ⁇ i is for all exhaust gas volumes. Are set equal to each other. Further, in the region where the reference delay coefficient Cbs changes greatly, the error is considered to change greatly. Therefore, as shown in FIG. 16, it is preferable to set the weighting function ⁇ i to be dense in a region where the reference delay coefficient Cbs changes greatly (region where the exhaust gas volume is small).
  • the delay error C (k) is expressed by the linear combination of the local correction coefficient Kc_i as described above, and the identification error E_id ′ between the virtual output W and its estimated value W_hat is minimized.
  • the value of each local correction coefficient Kc_i is identified.
  • the value of the local correction coefficient Kc_i is expressed by the following equation (23).
  • the coefficient Kp ′ is a corrected gain update gain, and is represented by the following equation (24-1).
  • the coefficient P is an adaptive gain and is set to a predetermined positive value.
  • the coefficient ⁇ ′ is a delay coefficient identification virtual input value, and is represented by the following equation (24-2).
  • the estimated value ⁇ exp_hat of the equivalence ratio described above may include a steady-state error caused by individual variations such as a fuel injection valve, an EGR device, an air flow sensor, or a secular change. For this reason, if the delay coefficient C (k) is identified such that the estimated value W_hat of the virtual input calculated from the estimated value ⁇ exp_hat and the virtual input W always match, this error accumulates, and the delay coefficient C An error may occur in (k).
  • the delay coefficient C (k) is a coefficient representing a transient characteristic of the output of the LAF sensor. Therefore, it is preferable to identify the value of the delay coefficient C (k) while the output of the LAF sensor is changing.
  • the LAF delay compensation identifier updates the value of the delay coefficient C (k) only at the time of transition in which a significant change appears in the output value of the LAF sensor. More specifically, as shown in the following formula (25-1), the LAF delay compensation identifier updates the value of the transient determination flag F_Trans in accordance with the fluctuation of the output value of the LAF sensor, and the following formula (25 As shown in -2), an identification error that is not 0 is input only while it is determined to be in a transient state.
  • FIG. 17 is a diagram showing a simulation result of the LAF delay compensation identifier.
  • FIG. 17 shows changes in the output of the LAF sensor, the virtual input W, the identification error E_id ′, the delay coefficient C, and the transient determination flag F_Trans when the exhaust gas volume is changed in the manner shown in the figure.
  • the output of the LAF sensor also changes periodically, and the transient determination flag F_Trans also changes periodically accordingly.
  • the value of the delay coefficient C (k) is updated only while the transient determination flag F_Trans is 1.
  • the delay coefficient C initially deviates from the actual delay coefficient and changes on the reference value Cbs side. It will show almost the same behavior.
  • the value of the identification error E_id ′ at this time also converges to 0 with the passage of time. From the above, the superiority of the LAF delay compensation identifier of the present embodiment was verified.
  • FIG. 18 is a flowchart showing the procedure of the fuel injection control as described above.
  • the ECU determines the fuel injection amount Gfuel according to the operation mode according to the following procedure.
  • the ECU determines whether or not various sensors such as a LAF sensor and a temperature sensor related to execution of fuel injection control are normal. If the determination in S31 is NO, the ECU proceeds to S32, determines the lean operation injection amount Gfuel_ln as the fuel injection amount Gfuel regardless of the current operation mode, and ends this process. If the determination in S31 is YES, the ECU proceeds to S33.
  • various sensors such as a LAF sensor and a temperature sensor related to execution of fuel injection control are normal. If the determination in S31 is NO, the ECU proceeds to S32, determines the lean operation injection amount Gfuel_ln as the fuel injection amount Gfuel regardless of the current operation mode, and ends this process. If the determination in S31 is YES, the ECU proceeds to S33.
  • the ECU executes the calculations shown in the above equations (11-1) to (16-4), identifies the values of the model parameters A and B, and proceeds to S36.
  • the ECU executes the calculations shown in the above equations (19) to (25-2), identifies the value of the delay coefficient C of the LAF sensor, and proceeds to S40.
  • the ECU determines whether or not the value of the correction coefficient Kc of the delay coefficient C is smaller than a predetermined abnormality determination threshold value Kc_Aged. If the determination in S40 is NO, the ECU determines that the LAF sensor is normal and ends this process. If the determination in S40 is YES, the ECU determines that the LAF sensor is in an abnormal state with a large delay, moves to S41, turns on the warning lamp, and then ends this process.
  • the LAF delay compensation identifier updates the value of the delay coefficient C regardless of the operation mode, whereas the feedback identifier is in the stoichiometric operation mode. Only update the values of model parameters A and B. That is, the LAF delay compensation identifier updates the value of the delay coefficient C under a wider operating condition than the feedback identifier.
  • the LAF delay compensation identifier updates the value of the delay coefficient C under a wider operating condition than the feedback identifier.
  • FIG. 19 is a diagram illustrating torque steps that can be generated by the fuel injection control described above. More specifically, FIG. 19 is a diagram schematically showing torque steps that may occur when fuel is injected in the same injection mode before and after starting the stoichiometric feedback control in the stoichiometric operation mode. It is. As described above, when the stoichiometric feedback control is started, the fuel injection amount Gfuel is changed from the feedforward injection amount Gfuel_st_ff to the injection amount Gfuel_st for stoichiometric feedback control.
  • the injection amount Gfuel_st becomes larger than the feedforward injection amount Gfuel_st_ff so that the output of the LAF sensor is closer to the stoichiometry from the lean side than the stoichiometry. For this reason, if fuel is injected in the same manner before and after the start of the stoichiometric feedback control, an unintended torque step as illustrated may occur. Below, the procedure of the injection pattern control for eliminating such a torque level difference is demonstrated.
  • FIG. 20 is a flowchart showing the procedure of injection pattern control.
  • the ECU determines an injection pattern that does not change the fuel injection amount Gfuel that is determined so as to optimize the equivalent ratio of exhaust gas in the fuel injection control and that does not cause the torque step.
  • the injection pattern includes a main injection timing ⁇ m corresponding to the timing of executing the main injection, an after injection timing ⁇ a corresponding to the timing of executing the after injection, a pilot injection amount Gf_p corresponding to the fuel amount injected by the pilot injection, and the main injection It is characterized by a plurality of fuel injection parameters such as a main injection amount Gf_m corresponding to the fuel amount to be injected and an after injection amount Gf_a corresponding to the fuel amount to be injected by the after injection. Note that a fixed value is used for the pilot injection timing ⁇ p corresponding to the timing at which pilot injection is performed, or a value that is uniquely determined according to the fuel injection parameter or the like. .
  • the ECU determines whether or not the stoichiometric operation mode is in effect, that is, whether or not the stoichiometric purification flag F_StoicMode is 1. If the determination in S51 is NO and the ECU is in the lean operation mode, the ECU proceeds to S52, and if the determination in S51 is YES and the operation is in the stoichiometric operation mode, the ECU proceeds to S53.
  • the ECU is assumed to execute only the pilot injection and the main injection, and the fuel injection parameters ( ⁇ m, Gf_m related to the execution of the pilot injection and the main injection) are assumed.
  • Gf_p is determined (S52), and this process ends.
  • the main injection timing ⁇ m, in the lean operation mode is determined by searching the main injection timing determination map shown in FIG. 22 using, for example, the estimated value of the Inert-EGR rate (or the estimated value of EGR rate Regr_hat) as an argument. Is done.
  • the main injection timing ⁇ m is determined so as to be corrected toward the advance side in the vicinity of the top dead center as the Inert-EGR rate increases.
  • the main injection amount Gf_m and the pilot injection amount Gf_p are determined by searching the map for the lean operation mode so as to divide the fuel injection amount Gfuel determined in the previous fuel injection amount control.
  • the ECU In the stoichiometric operation mode, as shown in FIG. 23, the ECU is assumed to execute pilot injection, main injection, and after injection, and fuel related to execution of these pilot injection, main injection, and after injection.
  • the values of the injection parameters ( ⁇ m, ⁇ a, Gf_m, Gf_p, Gf_a) are determined by the procedure described below (S53, S54), and this process ends.
  • the ECU determines the provisional value ⁇ m_tmp of the main injection timing, the after injection timing ⁇ a, and the pilot injection amount Gf_p.
  • the temporary value ⁇ m_tmp of the main injection timing is determined by searching the main injection timing determination map shown in FIG. 22 as in the lean operation mode.
  • the after injection timing ⁇ a and the pilot injection amount Gf_a are determined by searching a map for the stoichiometric operation mode.
  • the ECU determines the values of the main injection timing ⁇ m, the main injection amount Gf_m, and the after injection amount Gf_a according to the following procedure.
  • two injection amounts are used to determine the main injection amount Gf_m and the after injection amount Gf_a so as to realize the driver's required driving force Tdrv and to divide the fuel injection amount Gfuel determined by the fuel injection control.
  • the following two identities are imposed on Gf_m and Gf_a.
  • coefficients Ita_m (k) and Ita_a (k) correspond to the torque conversion efficiencies of main injection and after injection, respectively, and search the map shown in FIG. 24 using each injection timing as an argument. It is calculated by.
  • the ECU adjusts the provisional value ⁇ m_tmp of the main injection timing so that the after injection amount Gf_a does not exceed the upper limit value Gf_a_max, and determines the final main injection amount Gf_m and the after injection amount Gf_a.
  • the ECU first searches the map using the after-injection timing ⁇ a determined in S54 and the provisional value ⁇ m_tmp of the main injection timing as arguments, and the torque conversion efficiency Ita_a_tmp, tentative after-injection and main injection Calculate Ita_m_tmp. Then, the ECU substitutes these torque conversion efficiencies Ita_a_tmp and Ita_m_tmp into the above formulas (27-1) and (27-2), so that the after injection amount shown in the following formulas (28-1) and (28-2) The temporary value Gf_a_tmp and the temporary value Gf_m_tmp of the main injection amount are calculated.
  • the ECU compares the calculated provisional value Gf_a_tmp of the after injection amount with the upper limit value Gf_a_max, and if the provisional value Gf_a_tmp is smaller than the upper limit value Gf_a_max, the ECU sets the provisional value Gf_a_tmp as the fixed value Gf_a (k) of the after injection amount.
  • the provisional value Gf_a_tmp is equal to or higher than the upper limit value Gf_a_max
  • the upper limit value Gf_a_max is determined as the after-injection amount fixed value Gf_a (k) (see the following formula (29)).
  • the ECU determines the provisional value Gf_m_tmp as the final value Gf_m (k) of the main injection amount, and the provisional value Gf_a_tmp is equal to or greater than the upper limit value Gf_a_max.
  • the correction value Gf_m_mod is determined as the main injection amount fixed value Gf_m (k) (see the following equation (30-1)).
  • the correction value Gf_m_mod (k) for the main injection amount as shown in the following equation (30-2), a value obtained by increasing the post injection amount by the upper limit value Gf_a_max is used.
  • the ECU determines the provisional value ⁇ m_tmp as the final value ⁇ m (k) of the main injection timing, and the provisional value Gf_a_tmp is greater than or equal to the upper limit value Gf_a_max.
  • the correction value ⁇ m_mod is determined as the final value ⁇ m (k) of the main injection timing (see the following formula (31)).
  • the correction value ⁇ m_mod (k) of the main injection timing is calculated by the following procedure.
  • the after injection amount Gf_a is limited by the upper limit value Gf_a_max
  • the modified value Gf_m_mod that is increased by the corresponding amount is used as the main injection amount Gf_m.
  • the necessary torque conversion efficiency Ita_m_mod of the main injection is calculated from the above equation (26-1) (see the following equation (32)).
  • the correction value ⁇ m_mod of the main injection timing is determined by searching the map shown in FIG. 25 using the torque conversion efficiency Ita_m_mod as an argument. Note that the map of FIG. 25 corresponds to a map obtained by switching the input and output of the map shown in FIG.
  • the provisional value Gf_a_tmp of the after injection amount exceeds the upper limit value Gf_a_max
  • the after injection amount is limited by the upper limit value Gf_a_max
  • the main injection amount is corrected from the provisional value Gf_m_tmp to the increase side accordingly.
  • the main injection timing is corrected from the provisional value ⁇ m_tmp to the retard side so that the combustion efficiency is lowered.
  • FIG. 26 is a diagram for explaining the concept of torque compensation control realized by executing the injection pattern control described above.
  • the lean operation mode is switched to the stoichiometric operation mode, after injection is executed in addition to main injection. Thereafter, when the stoichiometric feedback control is started, the fuel injection amount is increased so that the output of the LAF sensor becomes stoichiometric from the lean side. At this time, the fuel injection amount determined so that the equivalence ratio becomes stoichiometric is appropriately divided into the after injection amount and the main injection amount according to the above equations (26-1) to (32). Thus, it is possible to suppress the occurrence of a torque step while controlling the equivalence ratio such that the three-way purification reaction proceeds with the direct catalyst.
  • FIG. 27 is a block diagram showing the procedure of calculation (see the above equations (11-1) to (16-4)) in the feedback identifier 32 of the above embodiment.
  • the feedback identifier 32 receives the fuel injection amount Gfuel (k-1) and the reference value Bbs (see the above equation (9-4)) as input, and includes an injection amount-sensor including model parameters A and B and a response delay coefficient C.
  • the LAF sensor output estimation calculation unit 321 for calculating the estimated value ⁇ laf_hat (k) of the LAF sensor output by the equations (11-1) and (11-2) using the output model, the estimated value ⁇ laf_hat (k) and the LAF sensor
  • the values A (k) and B (k) of the two model parameters are set to the above equation (13) so that the identification error E_id (k) (see equation (12)) with the output value ⁇ laf (k) of
  • an identification calculation unit 322 that sequentially identifies according to the procedure described with reference to (16-4).
  • the feedback identifier 32 uses the delay coefficient C (k) identified by the LAF delay compensation identifier 35 provided separately from the feedback identifier 32 and uses the delay coefficient C (k) as shown by the arrow in FIG.
  • the model parameter values A (k) and B (k) are identified.
  • the calculation in the LAF sensor output estimation calculation unit 321 is performed by the equation (11-1) including the model parameters A and B with the fuel injection amount Gfuel (k-1) as an input.
  • the identification speed of the identification computing unit 322 is set so that the computation of the model parameter values A (k) and B (k) does not become unstable (the above formula (16 ⁇ 3) needs to be sufficiently slow. In other words, the identification speed of the model parameter values A (k) and B (k) of the feedback identifier 32 is limited.
  • FIG. 28 is a block diagram showing a calculation procedure in a modification 32A of the feedback identifier configured to improve the identification speed.
  • This feedback identifier 32A is obtained by equivalently converting the feedback identifier 32 of FIG.
  • the feedback identifier 32A includes a delay calculation unit 323A that performs a delay calculation characterized by a delay coefficient C on the fuel injection amount Gfuel (k-1) and the reference value Bbs, and a model parameter A on the output of the delay calculation unit 323A.
  • B by performing a predetermined calculation characterized by LAF sensor output estimation calculation unit 321A for calculating an estimated value ⁇ laf_hat (k) of the LAF sensor, an estimated value ⁇ laf_hat (k), and an output value ⁇ laf ( an identification calculation unit 322A that sequentially identifies the values A (k) and B (k) of the two model parameters so that the identification error E_id (k) (see Expression (12)) with respect to k) is minimized. Consists of.
  • the delay calculation unit 323A performs the delay coefficient C (k) identified by the LAF delay compensation identifier 35 on the fuel injection amount Gfuel, the value Gfuel ⁇ Abs obtained by multiplying the fuel injection amount by the reference value, and the reference value Bbs. ) Is used to calculate the following filter values AG_f (k), Bbs (k), and Gf_f (k) (see the following equations (33-1) to (33-3)).
  • the LAF sensor output estimation calculation unit 321A calculates the filter values AG_f (k), Bbs (k), and Gf_f (k) expressed by the following equation (34) characterized by the corrected values dA and dB of the model parameters A and B. To calculate the estimated value ⁇ laf_hat (k) of the output of the LAF sensor.
  • the identification calculation unit 322A determines an identification error E_id between the output value ⁇ laf (k) of the LAF sensor and the estimated value ⁇ laf_hat (k) of the LAF sensor output derived from the model equations (11-1) and (11-2).
  • the correction values dA (k) and dB (k) of the two model parameters are sequentially identified so that is minimized.
  • the estimated value ⁇ laf_hat (k) includes a term that is not proportional to any of the correction values dA and dB of the model parameter, as shown in the equation (34), the equation (12) above shows. Thus, it is not possible to directly identify the correction values dA (k) and dB (k) so that the identification error E_id is defined.
  • the identification calculation unit 322A does not directly handle the output of the LAF sensor, but uses the constant values AG_f (k) and Bbs (k) on the right side of the above equation (34) from the output value ⁇ laf (k) of the LAF sensor. ) Subtracted from the virtual output V (k) (see the following equation (35-1)), an estimated value V_hat (k) of the virtual output V (k) (see the following equation (35-2)), and And an identification error E_id ′′ (k) defined by these deviations is used (see the following equation (35-3)).
  • a correction vector d ⁇ ′ having the correction values dA and dB of the model parameters A and B as components is defined by the following equation (36-1), and the input / output vector ⁇ ′ is defined by the following equation (36-2).
  • the correction vector d ⁇ ′ that minimizes the identification error E_id ′′ (k) is calculated by the following equation (37) as in the above equation (15), according to the sequential least squares algorithm.
  • the matrix ⁇ ′ is a forgetting example and is defined by the following equation (38-3).
  • the diagonal components ⁇ 1 ′ and ⁇ 2 ′ of the forgetting matrix ⁇ ′ are set between 0 and 1, respectively.
  • either ⁇ 1 ′ or ⁇ 2 ′ is preferably 1.
  • the matrix Kp ′ is a model parameter update gain matrix, and is defined by the following equation (38-1).
  • the matrix P ′ is an adaptive gain matrix and is defined by the following equation (38-2).
  • the diagonal components p1 ′ and p2 ′ of the adaptive gain matrix P ′ are each set to a positive value.
  • the identification calculation unit 322A identifies the corrected values dA and dB of the model parameters A and B that minimize the redefined identification error E_id ′′ by the calculation formula as described above. Note that the values of the model parameters A and B are calculated from the equations (9-1) and (9-2). According to the feedback identifier 32A shown in FIGS. 28 and 29 described above, unlike the feedback identifier 32 shown in FIG. 27, the filter element G is included in the calculation loop of the model parameters A (k) and B (k). Since (z) does not exist, the identification speed of the identification calculation unit 322A can be improved.
  • the underfloor catalyst is a selective reduction catalyst, but the present invention is not limited to this.
  • the underfloor catalyst is also effective as a NOx storage reduction catalyst.
  • FIG. 30 is a diagram showing a configuration of the exhaust purification system 2A when the underfloor catalyst of the underfloor catalytic converter 42A is a NOx occlusion reduction type catalyst.
  • the reducing agent supply device 43 is necessary to supply the reducing agent to the selective reduction catalyst.
  • the NOx occlusion reduction type catalyst uses HC in the exhaust gas as a reducing agent, it is not necessary to provide a reducing agent supply device in this exhaust purification system 2A.
  • the ECU 3A explains the equivalence ratio control in which the equivalent ratio of exhaust gas is made richer than stoichiometric or stoichiometric in order to reduce the NOx adsorbed by the NOx occlusion reduction type catalyst in the above embodiment. It is necessary to appropriately execute it separately from the equivalent ratio control.
  • a LAF sensor (or oxygen concentration sensor) 22A is provided upstream of the underfloor catalytic converter 43A.
  • the direct catalyst and the underfloor catalyst are used.
  • the catalyst may be integral.
  • an oxidation catalyst (or a three-way catalyst) 44B may be further provided upstream of the LAF sensor 21, as shown in FIG.
  • the engine is a diesel engine.
  • the present invention is not limited to this, and a lean combustion gasoline engine may be used.
  • the injection amount-sensor output model (see equations (8) to (10)) with the fuel injection amount Gfuel as an input is defined, but the model input is not limited to the fuel injection amount itself, It may be a physical quantity obtained through a predetermined calculation from the injection quantity.
  • the model formula of the above formula (8) is replaced by the following formula (40-1).
  • the definition formula (9-1) of the model parameter A ′ (k) is replaced by the following formula (40-2), and the definition of the reference value Abs ′ (k) of the model parameter A ′ (k) is defined.
  • Expression (9-3) is replaced with the following expression (40-3).
  • a new physical quantity Kg is defined from the fuel injection quantity Gfuel, and even if this is input as a model, various parameters are appropriately redefined as shown in the above equations (40-1) to (40-3).
  • the model output is defined with the output ⁇ laf of the LAF sensor as an output, but the output of the model is not limited to the output of the LAF sensor itself, but the output of the LAF sensor.
  • a physical quantity obtained through a predetermined calculation For example, an air-fuel ratio obtained by multiplying the inverse of the output of the LAF sensor by a coefficient (for example, 14.5) may be used as the model output.
  • Engine internal combustion engine
  • 11 exhaust passage 2
  • exhaust purification system 21 LAF sensor (exhaust gas sensor) 3
  • ECU (control device) DESCRIPTION OF SYMBOLS 31
  • Fuel injection amount calculation part 32
  • Lean operation mode controller 34
  • Adaptive feedback controller 35
  • LAF delay compensation identifier 2nd identification part
  • 36 Feedback identifier (first identification unit)
  • 38 Stoichi operation mode controller (controller) 4

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Description

内燃機関の制御装置
　本発明は、内燃機関の排気浄化システムに関する。
　内燃機関の排気浄化システムは、機関の排ガスに含まれるＨＣ（炭化水素）、ＣＯ（一酸化炭素）、及びＮＯｘ（窒素酸化物）を浄化する。排気浄化システムは、排気通路に設けられた様々な種類の触媒における反応を利用して排ガス中の上記三元成分を浄化するものが主流となっている。排ガスを浄化する触媒には、酸化触媒（ＤＯＣ（Diesel　Oxidation　Catalyst））、三元触媒（ＴＷＣ（Three-Way　Catalyst））、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒（ＮＳＣ（NOx　Storage　Catalyst））、及び選択還元触媒（ＳＣＲ触媒（Selective　Catalytic　Reduction　Catalyst））など、機能が異なる様々な触媒が提案されている。
　酸化触媒は、混合気の当量比をリーンとし酸素を多く含んだ排ガス（リーン当量比の排ガス）下でＨＣ及びＣＯの酸化反応を進行させることで、ＨＣ及びＣＯを浄化する酸化機能を有する。またこの酸化触媒は、混合気の当量比をストイキとした排ガス（ストイキ当量比の排ガス）下ではＨＣ及びＣＯの酸化反応とＮＯｘの還元反応とが同時に高効率で進行する三元浄化機能も備える。三元触媒は、上記酸化触媒に酸素吸蔵材（ＯＳＣ材）を付加したものに相当し、上記酸化触媒と比較すれば、三元浄化ウィンドウ、すなわち三元浄化機能を発揮する当量比幅が広くなっている。この効果は、触媒前空燃比の変動に対する触媒内空燃比変動の幅が、ＯＳＣ材の酸素吸蔵効果により減少することによって生じる。
　選択還元触媒は、ＮＨ３やＨＣなど外部から供給されるか又は排ガス中に存在する還元剤の存在下でＮＯｘを還元する。ＮＯｘ吸蔵還元型触媒は、リーン当量比の排ガス下で排ガス中のＮＯｘを吸蔵しておき、ストイキ又はストイキよりリッチの当量比の排ガス下で吸蔵しておいたＮＯｘを還元剤によって還元する。リーン燃焼式のガソリンエンジンやディーゼルエンジンなど、リーン燃焼を基本とした機関の排気浄化システムは、リーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化性能を確保するために、これら選択還元触媒やＮＯｘ吸蔵還元型触媒などＤｅＮＯｘ触媒と呼称される触媒を、上述のような酸化触媒や三元触媒と組み合わせて用いる場合が多い。
　特許文献１には、以上のような触媒のうちＮＯｘ吸蔵還元触媒と三元触媒とを組み合わせた排気浄化システムが提案されている。この排気浄化システムは、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒が活性に達する前は、混合気の当量比をストイキにし、主として三元触媒によって排ガスの三元成分を浄化する。また、この排気浄化システムは、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒が活性に達した後は、混合気の当量比をリーンにし、三元触媒ではＨＣ及びＣＯを浄化するとともに、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒によってＮＯｘを浄化する。
特開２００９－２９３５８５号公報
　以上のような特許文献１の排気浄化システムによれば、混合気の当量比をリーンに制御するリーン運転時と、混合気の当量比をストイキに制御するストイキ運転時との両方で排ガス中の三元成分を浄化することができる。しかしながら、このように間欠的に三元浄化機能を利用したシステムでは、以下で説明するように、特にストイキ運転時に精度良く当量比制御を行うことが重要となっている。しかしながらこの点は、特許文献１において十分に検討されていない。
　先ず、混合気の当量比を精度良くストイキに制御できないとすると、三元浄化機能を発揮させる触媒には、十分な量のＯＳＣ材を含有し十分な幅の浄化ウィンドウを備えた三元触媒を使用せねばならない。また、このようにＯＳＣ材の含有量が増えてしまうと、その分だけコストが増加するだけでなく、リーン当量比の排ガス下でのＨＣやＣＯの酸化性能が低下してしまうという弊害も生じる。さらに、ＯＳＣ材の含有量を増やすと、リーン運転中にＯＳＣ材に吸蔵される酸素も多量になってしまうため、触媒前空燃比をリーンからストイキへ変化させたときにＯＳＣ材が酸素を放出しきるまでにかかる時間、すなわち触媒上の空燃比雰囲気がリーンからストイキに切り替わるまでにかかる時間が長くなり、ひいてはＮＯｘ浄化率が高まるまでに必要な時間も長くなるという弊害も生じる。なお、ＯＳＣ材の酸素放出時間を短くするために空燃比をリッチ化することも考えられるが、この場合触媒下流へのＨＣやＣＯの排出量が増加してしまう。
　また、一般的なＮＯｘ吸蔵還元型触媒や選択還元触媒などのＤｅＮＯｘ触媒は、排ガスボリュームが増加しかつ排ガス温度が高くなるような高負荷運転時にはＮＯｘ浄化性能が低下する。このため、高負荷運転時にもストイキ運転を行い、ストイキ当量比の排ガス下での三元触媒の三元浄化機能を利用し、ＤｅＮＯｘ触媒の浄化性能の低下を補うことが考えられる。しかしながら、このような高負荷運転時は、三元触媒の浄化ウィンドウも狭くなってしまうため、十分な三元浄化機能を発揮させるためには、やはり高精度な当量比制御が必要となる。
　本発明は、以上のような点を考慮してなされたものであり、高精度な当量比制御が可能な内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。
　（１）本発明の内燃機関（例えば、後述のエンジン１）の制御装置（例えば、後述のＥＣＵ３，３Ａ）は、内燃機関の排ガスの当量比を検出する排ガスセンサ（例えば、後述のＬＡＦセンサ２１）の出力に基づいて、前記機関の混合気の当量比を制御するものであって、前記機関の燃料噴射量に関するパラメータから前記排ガスセンサの出力に関するパラメータまでの系を、第１モデルパラメータ（A,B）及び第２モデルパラメータ（C）を含むモデル式によって第１モデル（例えば、後述の噴射量－センサ出力モデル）としてモデル化するとともに、前記第１モデルパラメータ（A,B）の値を逐次同定する第１同定部（例えば、後述のフィードバック用同定器３５）と、前記第１モデルのモデル式を利用して算出されるパラメータの値から前記排ガスセンサの出力までの系を、前記第２モデルパラメータ（C）を含むモデル式によって第２モデル（例えば、後述のポート当量比－センサ出力モデル）としてモデル化するとともに、前記排ガスセンサの出力（φlaf）に基づいて前記第２モデルパラメータ（C）の値を逐次同定する第２同定部（例えば、後述のＬＡＦ遅れ補償用同定器３５）と、前記第１モデルパラメータ（A,B）に基づいて前記機関の混合気の当量比を制御するためのパラメータ（Gfuel）の値を決定するコントローラ（例えば、後述のストイキ運転モードコントローラ３７）と、を備える。ここで、燃料噴射量及びＬＡＦセンサの出力に関するパラメータとは、燃料噴射量やＬＡＦセンサの出力そのものの他、燃料噴射量やＬＡＦセンサの出力から所定の演算式を経て得られる物理量を含むものとする。
　（２）この場合、前記第２同定部は、少なくとも前記排ガスセンサの出力（φlaf）が変化している間に前記第２モデルパラメータ（C）の値を更新することが好ましい。
　（３）この場合、前記第１同定部は、前記機関が特定の第１運転条件下にある間に前記第１モデルパラメータ（A,B）の値を更新し、前記第２同定部は、前記機関が前記第１運転条件よりも広い第２運転条件下にある間に前記第２モデルパラメータ（C）の値を更新することが好ましい。
　（４）この場合、前記第２モデルパラメータ（C）は、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、前記制御装置は、前記第２同定部によって同定された前記第２モデルパラメータ（C）の値と所定の異常判定閾値（C_aged）との比較によって、前記排ガスセンサの異常を判定する異常判定部（例えば、後述のＳ４０の実行に係る手段）をさらに備えることが好ましい。
　（５）この場合、前記第２モデルパラメータは、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、前記第１同定部は、前記燃料噴射量を入力として、前記第１モデルパラメータ及び第２モデルパラメータを含む第１モデルのモデル式によって前記排ガスセンサの出力の推定値を算出するセンサ出力推定演算部と、当該推定値と前記排ガスセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する同定演算部と、を備えることが好ましい。
　（６）この場合、前記第２モデルパラメータは、前記排ガスセンサの検出遅れ特性に関するパラメータであり、前記第１同定部は、前記燃料噴射量に前記第２モデルパラメータによって特徴付けられる遅れ演算を行う遅れ演算部と、前記遅れ演算部の出力に前記第１モデルパラメータによって特徴付けられる所定の演算を行うことによって前記排ガスセンサの出力の推定値を算出するセンサ出力推定演算部と、当該推定値と前記排ガスセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する同定演算部と、を備えることが好ましい。
　（１）燃料噴射量から排ガスセンサの出力までの系は、第１モデルとしてモデル化される。また、この第１モデルから得られるパラメータの値から排ガスセンサの出力までの系、すなわち上記第１モデルに包含される系は、第２のモデルとしてモデル化される。第１同定部は、第１モデルに含まれる第１、第２モデルパラメータのうち、第１モデルパラメータの値を同定する。第２同定部は、上記第１モデルに含まれる第２モデルパラメータの値を排ガスセンサの出力に基づいて同定する。そして、コントローラは、第１モデルパラメータを利用して機関の混合気の当量比を制御するためのパラメータの値を決定する。このように、本発明では、モデルを利用して混合気の当量比を制御することにより、排ガスセンサの出力にオーバシュートや振動的挙動を生じさせることなく高い精度で当量比を制御できる。また、現実の系と第１モデルとの間には、現実の系を構成する各種装置の個体ばらつきや経年変化の影響によって誤差（モデル化誤差）がある。本発明では、このモデル化誤差は、第１、第２同定部によって、第１、第２モデルパラメータの値に反映させることができる。したがって、本発明によれば、各種装置の個体ばらつき等による影響を最小にしながら、高い精度で当量比を制御できる。
　ここで、１つのモデル（第１モデル）に含まれる２種類のモデルパラメータ（第１、第２モデルパラメータ）の値を、２つの同定部（第１、第２同定部）で同定することの利点を説明する。上記モデル化誤差は、各種装置の個体ばらつき等に起因した定常的な誤差の他、例えば排ガスセンサの出力の過渡的な特性において生じ得る動的な誤差と、に分けられる。これら２種類の誤差は、発生するタイミングが異なる。したがって、１つの同定部のみ用いて上記２種類のモデルパラメータの値を同時に同定すると、２種類の誤差を切り分けることができないため、結果としてモデルパラメータの同定精度が低下する。本発明では、２つの同定部を備えることにより、例えば第１同定部では定常的な誤差を補償するように第１モデルパラメータの値を同定し、第２同定部では動的な誤差を補償するように第２モデルパラメータの値を同定することができる。すなわち、誤差の特性ごとに同定部を振り分け、各々で適切なタイミングでモデルパラメータの値を精度良く同定することができる。したがって、本発明によれば、高い精度で当量比を制御できる。
　（２）本発明では、第２同定部により排ガスセンサの出力が変化している間に第２モデルパラメータの値を更新することにより、第２モデルパラメータの同定精度を向上できる。これにより、第１同定部による第１モデルパラメータの同定精度も向上できる。したがって、より高い精度で当量比を制御できる。
　（３）上述のように、第１同定部は、第１モデルに含まれる第１、第２モデルパラメータのうち第１モデルパラメータの値を同定し、第２同定部は、第２モデルパラメータの値を同定する。すなわち、第１同定部により同定される第１モデルパラメータの値が、正確なものであるためには、第２同定部により第２モデルパラメータの値が正確に同定されている必要がある。したがって、第２同定部では、第１同定部よりも広い運転条件下で第２モデルパラメータの値を更新することにより、結果として第１同定部による第１モデルパラメータの同定精度も向上できる。
　（４）上述のように本発明では、２つの同定部を用いて２種類のモデルパラメータを同定するので、これらモデルパラメータを精度良く同定できる。したがって、このように精度良く同定された第２モデルパラメータを利用して排ガスセンサの異常を判定することにより、精度良く排ガスセンサの劣化を検知できる。
　（５）本発明によれば、第１同定部では、第２同定部によって同定される第２モデルパラメータと第１モデルパラメータとを利用したモデル式を利用して、燃料噴射量から排ガスセンサの出力の推定値を算出すると同時に、この推定値と実際のセンサの出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する。すなわち、第１同定部では、センサ出力推定演算部と同定演算部の演算を反復して行うことにより、精度良く第１モデルパラメータの値を同定することができる。
　（６）本発明によれば、第１同定部では、燃料噴射量から排ガスセンサの出力の推定値を算出するに当り、先ずは燃料噴射量を入力として第２モデルパラメータによって特徴付けられる遅れ演算を行った後、この遅れ演算によって得られた値に第１モデルパラメータによって特徴付けられる所定の演算を行うことによって排ガスセンサの出力の推定値を算出する。そして、この推定値と実際のセンサ出力との誤差が最小になるように第１モデルパラメータの値を同定する。すなわち本発明によれば、センサ出力推定演算部及び同定演算部からなる第１モデルパラメータの演算ループから、第２モデルパラメータを含む遅れ演算を外すことができる。このため、上記（５）の発明と比較すれば、同定演算部における同定速度を向上できるため、センサ出力推定演算部と同定演算部の演算を短時間で反復して行うことができ、ひいては短時間で第１モデルパラメータの値を正確に同定できる。
本発明の一実施形態に係るエンジン及びその排気浄化システムの構成を示す模式図である。 リーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化を担う床下触媒のＮＯｘ浄化性能の温度特性を示す図である。 本発明の当量比制御の概念を説明するための第１の図である。 本発明の当量比制御の概念を説明するための第２の図である。 本発明の当量比制御の概念を説明するための第３の図である。 当量比制御の手順を示すメインフローチャートの一部を示す図である。 モード判定制御の手順を示すフローチャートである。 ＥＧＲ制御の手順を示すフローチャートである。 燃料噴射制御の実行に係るブロック図である。 リーン運転モード及びストイキ運転モードにおける噴射パターンの一例を示す図である。 適応ストイキコントローラによって実現される当量比制御の概念を説明するための図である。 適応ストイキコントローラのシミュレーション結果を示す図である。 従来装置のシミュレーション結果を示す図である。 ＬＡＦセンサの応答遅れ特性の推定誤差が制御結果へ及ぼす影響を示す図である。 基準遅れ係数を決定するマップの一例を示す図である。 重み関数の設定例を示す図である。 ＬＡＦ遅れ補償用同定器のシミュレーション結果を示す図である。 燃料噴射制御の手順を示すフローチャートである。 燃料噴射制御によって発生し得るトルク段差を説明する図である。 噴射パターン制御の手順を示すフローチャートである。 リーン運転モードにおける噴射パターンの一例を示す図である。 メイン噴射タイミングを決定するマップの一例を示す図である。 ストイキ運転モードにおける噴射パターンの一例を示す図である。 トルク変換効率を算出するマップの一例を示す図である。 メイン噴射タイミングの修正値を算出するマップの一例を示す図である。 噴射パターン制御を実行することによって実現されるトルク補償制御の概念を説明する図である。 上記実施形態に係るフィードバック用同定器における演算の手順を示すブロック図である。 上記フィードバック用同定器の変形例における演算の手順を示すブロック図である。 図２８を等価変換して得られるブロック図である。 床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒とした場合における排気浄化システムの構成を示す図である。 ＬＡＦセンサの上流側に酸化触媒（又は三元触媒）を設けた例を示す図である。
　以下、本発明の一実施形態を、図面を参照して説明する。
　図１は、本実施形態に係る内燃機関（以下「エンジン」という）１と、その制御装置を備えた排気浄化システム２の構成を示す模式図である。エンジン１は、混合気の当量比をストイキよりもリーンとする所謂リーン燃焼を基本としたもの、より具体的にはディーゼルエンジンやリーンバーンガソリンエンジンなどである。本実施形態では、エンジン１はディーゼルエンジンとして説明する。
　排気浄化システム２は、エンジン１の排気通路１１に設けられた触媒浄化装置４と、排気通路１１を流通する排気の一部を吸気通路１２内に還流するＥＧＲ装置５と、エンジン１、触媒浄化装置４及びＥＧＲ装置５を制御する制御装置としての電子制御ユニット（以下、「ＥＣＵ」という）３と、を含んで構成される。
　エンジン１には、各シリンダに燃料を噴射する燃料噴射弁が設けられている（図示せず）。この燃料噴射弁を駆動するアクチュエータは、ＥＣＵ３に電磁的に接続されている。ＥＣＵ３は、後に詳述する手順により燃料噴射弁からの燃料噴射量及び噴射タイミングなどを決定するとともに、決定した燃料噴射態様が実現されるように燃料噴射弁を制御する。
　触媒浄化装置４は、排気通路１１のうち、上流側に設けられた第１触媒コンバータ４１と、この第１触媒コンバータ４１より下流側に設けられた第２触媒コンバータ４２と、第２触媒コンバータ４２に還元剤を供給する還元剤供給装置４３と、を備える。第１触媒コンバータ４１は、排気通路１１のうちエンジン１の直下に設けられている。従って以下では、第１触媒コンバータを直下触媒コンバータという。また、第２触媒コンバータ４２は、エンジン１から離れた位置、より具体的には、排気浄化システム２を図示しない車両に搭載した状態で床下に設けられる。従って以下では、第２触媒コンバータを床下触媒コンバータという。直下触媒コンバータ４１及び床下触媒コンバータ４２には、それぞれ排ガスに含まれるＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘなどの成分を浄化する反応を促進するための触媒が設けられている。
　直下触媒コンバータ４１が備える直下触媒には、少なくとも三元浄化機能を有する触媒が用いられる。三元浄化機能とは、ストイキ当量比の排ガスの下で、三元浄化反応、すなわちＨＣ及びＣＯの酸化とＮＯｘの還元とが同時に行われる反応が進行する機能を言う。このような三元浄化機能を備える触媒としては、酸化触媒、三元触媒、及びＮＯｘ吸蔵還元型触媒が挙げられる。直下触媒には、これら３つの触媒の何れかが好ましく用いられる。
　酸化触媒（ＤＯＣ）は、ストイキ当量比の排ガス下では上記三元浄化反応によってＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化し、リーン当量比の排ガス下ではＨＣ及びＣＯを酸化することによって浄化する。
　三元触媒（ＴＷＣ）は、この酸化触媒に酸素吸蔵材を付加したものに相当する。三元触媒と酸化触媒は基本的な浄化機能は同じである。ただし三元触媒は、酸化触媒と比較すると三元浄化ウィンドウが広くなっている点で優れている。
　ＮＯｘ吸蔵還元型触媒（ＮＳＣ）は、ストイキ当量比の排ガスの下では上記酸化触媒と同様に三元浄化反応によってＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化し、リーン当量比の排ガス下ではＮＯｘを吸蔵することによって浄化する。なお、吸蔵したＮＯｘは、排ガスの当量比をストイキ又はストイキよりもリッチ側にすることによって放出され、排ガス中に含まれるＨＣを還元剤として還元される。
　床下触媒コンバータ４２が備える床下触媒には、酸素が多く含まれるリーン当量比の排ガスの下でＮＯｘ浄化反応が進行する触媒が用いられる。このようなＮＯｘ浄化機能を備える触媒としては、上述のＮＯｘ吸蔵還元型触媒の他、選択還元触媒が挙げられる。
　選択還元触媒（ＳＣＲ）は、ＮＨ３やＨＣなど外部から供給されるか又は排ガス中に存在するＨＣの存在下でＮＯｘを還元する。なお、本実施形態は、床下触媒は選択還元触媒とした例について説明する。床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒とした場合の変更点については、後に説明する。
　還元剤供給装置４３は、尿素水タンク４３１と、尿素水インジェクタ４３２とを備える。尿素水タンク４３１は、床下触媒コンバータ４２における還元剤（ＮＨ３）の前駆体である尿素水を貯蔵する。尿素水タンク４３１は、尿素水供給路４３３及び図示しない尿素水ポンプを介して尿素水インジェクタ４３２に接続されている。尿素水インジェクタ４３２は、図示しないアクチュエータで駆動されると開閉し、尿素水タンク４３１から供給される尿素水を排気通路１１内の床下触媒コンバータ４２の上流側に噴射する。インジェクタ４３２から噴射された尿素水は、排ガス中又は床下触媒コンバータ４２においてＮＨ３に加水分解され、ＮＯｘの還元に消費される。尿素水インジェクタ４３２のアクチュエータは、ＥＣＵ３に電磁的に接続されている。ＥＣＵ３は、後述のＮＯｘセンサ２２の出力に応じて必要な尿素水噴射量を算出するとともに、この噴射量に応じた量の尿素水が噴射されるように尿素水インジェクタ４３２を制御する。なお、ＥＣＵ３による尿素水噴射制御の詳細な説明は省略する。
　ＥＧＲ装置５は、ＥＧＲ通路５１と、ＥＧＲ制御弁５２と、図示しないＥＧＲクーラ等を含んで構成される。ＥＧＲ通路５１は、排気通路１１のうち直下触媒コンバータ４１より上流側と吸気通路１２とを接続する。ＥＧＲ制御弁５２は、ＥＧＲ通路５１に設けられ、このＥＧＲ通路５１を介してエンジン１のシリンダ内に還流される排ガス（以下、「ＥＧＲガス」という）の量を制御する。このＥＧＲ制御弁５２を駆動するアクチュエータは、ＥＣＵ３に電磁的に接続されている。ＥＣＵ３は、ＥＧＲガス量（又はＥＧＲ率）の推定値を算出するとともに、後に詳述する手順によりＥＧＲガス量（又は、ＥＧＲ率）の目標値を定め、この推定値が目標値になるようにＥＧＲ制御弁を制御する。
　ＥＣＵ３には、排気浄化システム２及びエンジン１の状態を検出するためのセンサとして、ＬＡＦセンサ２１、ＮＯｘセンサ２２、触媒温度センサ２３、クランク角度位置センサ１４、アクセル開度センサ１５、エアフローセンサ１６などが接続されている。
　ＬＡＦセンサ２１は、エンジン１の排気ポートより下流かつ直下触媒コンバータ４１より上流の排ガスの当量比を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。ＮＯｘセンサ２２は、床下触媒コンバータ４２より下流側の排ガス中のＮＯｘ濃度を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。触媒温度センサ２３は、床下触媒コンバータ４２の温度を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。クランク角度位置センサ１４は、エンジン１のクランク軸の回転角度を検出するとともに、所定クランク角ごとのパルス信号をＥＣＵ３に供給する。ＥＣＵ３では、このパルス信号に基づいてエンジン１の回転数NEが算出される。アクセル開度センサ１５は、図示しないアクセルペダルの踏み込み量を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。ＥＣＵ３では、クランク角度位置センサ１４やアクセル開度センサ１５に基づいて、ドライバ要求駆動力Tdrvを算出する。エアフローセンサ１６は、吸気通路１２を流通する新気の流量、すなわちエンジン１のシリンダ内に供給される新気量を検出し、検出値に略比例した信号をＥＣＵ３に送信する。
　また、ＥＣＵ３には、ドライバにＬＡＦセンサ２１の異常を報知するため、センサ異常警告灯１７が接続されている。このセンサ異常警告灯１７は、例えば、車両のメータパネルに設けられ、ＬＡＦセンサ２１が異常であると判定されたことに応じて点灯する（後述の図１８のＳ４１参照）。
　ＥＣＵ３は、各種センサからの入力信号波形を整形し、電圧レベルを所定のレベルに修正し、アナログ信号値をデジタル信号値に変換する等の機能を有する入力回路と、中央演算処理ユニット（以下「ＣＰＵ」という）とを備える。この他、ＥＣＵ３は、後述の当量比制御を実行するためにＣＰＵで実行される各種演算プログラム及び演算結果等を記憶する記憶回路と、エンジン１の燃料噴射弁、尿素水インジェクタ４３２、及びＥＧＲ制御弁５２等に制御信号を出力する出力回路と、を備える。
　次に、図２～図５を参照して、上述のような三元浄化機能及びＮＯｘ浄化機能を有効に発揮させるための本発明の当量比制御の概念について説明する。この当量比制御の具体的な手順については、図６～図２６を参照して詳細に説明する。
　図２は、リーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化を担う床下触媒のＮＯｘ浄化性能の温度特性を示す図である。横軸は触媒温度［℃］であり、縦軸はリーン当量比の排ガス下でのＮＯｘ浄化率［％］である。また、実線は床下触媒を選択還元触媒（ＳＣＲ触媒）とした場合を示し、破線は床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒（ＮＳＣ）とした場合を示す。この図に示すように、これら床下触媒は、排ガスの当量比がリーンであり、かつ、触媒温度が適切な温度範囲にある場合には、高いＮＯｘ浄化性能を発揮する。なお、横軸を排ガスボリューム（単位時間当りの排ガス量）としても図２と同様に上に凸の特性を示す。
　このため、排ガス温度が高くなりかつ排ガスボリュームが増加する高負荷運転時には、触媒温度や排ガスボリュームが適切な範囲を超えて大きくなってしまい、ＮＯｘ浄化率が低下する。このような高負荷運転時におけるＮＯｘ浄化率の低下は、床下触媒装置の容積を大きくしたり、触媒への貴金属担持量やゼオライトなどの還元反応材の担持量を増加したりすることである程度は補えるものの、その分だけコストが増加したり装置の搭載性が悪化する。本発明の当量比制御は、このような高負荷運転時には混合気の当量比をリーンからストイキにすることにより、直下触媒において三元浄化反応を進行させることにより、床下触媒のＮＯｘ浄化性能の低下を補う。次に、図３～図５を参照して、この当量比制御の概念について説明する。
　図３は、本発明の当量比制御の概念を説明するための第１の図である。図３には、上段から順に、シリンダに導入されるガスの内訳、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率［％］、燃料噴射量、ＬＡＦセンサ出力、及びＮＯｘ浄化率［％］を示す。なお、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲとは、ＥＧＲ通路を介してシリンダ内に還流されるＥＧＲガスのうち酸素を除いた不活性成分を言う。
　シリンダに導入されるガスは、ＥＧＲガス中の酸素を含めた新気成分と、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ成分と、に分けられる。図３の最上段において、２つの破線はそれぞれシリンダ内ガス量の目標値（目標シリンダ内ガス量）及びＩｎｅｒｔ－ＥＧＲ量の目標値（目標Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量）を示す。目標シリンダ内ガス量から目標Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量を差し引いた値は、新気量の目標値（目標新気量）に相当する。また、図３の最上段において、２つの実線はそれぞれシリンダ内ガス量の実際の値（実シリンダ内ガス量）及びＩｎｅｒｔ－ＥＧＲ量の実際の値（実Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量）を示す。実シリンダ内ガス量から実Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量を差し引いた値は、新気量の実際の値（実新気量）に相当する。また、これら実シリンダ内ガス量及び実Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量は、それぞれの目標値に追従するように制御される。
　図３中最上段に示すように、目標シリンダ内ガス量は、ドライバの要求駆動力に応じて大きくなるように決定される。目標シリンダ内ガス量が大きくなると、排ガスの温度が高くなりかつ排ガスボリュームも大きくなるため、図２を参照して説明したように、床下触媒のＮＯｘ浄化性能が低下する。そこで、本発明の当量比制御では、目標シリンダ内ガス量に対し所定の閾値Gcyl_stを設定することにより、エンジンの運転モードをリーン運転モードとストイキ運転モードとで切り換える。
　リーン運転モードでは、ＥＣＵは、混合気の当量比がストイキよりもリーン側になるように、燃料噴射量及びＩｎｅｒｔ－ＥＧＲ率等を、予め定められたアルゴリズムで定め、床下触媒によるＮＯｘ浄化機能を積極的に利用し、ＮＯｘ浄化率を高く維持する。
　ストイキ運転モードでは、ＥＣＵは、混合気の当量比がストイキになるように、燃料噴射量及びＩｎｅｒｔ－ＥＧＲ率等を制御し、直下触媒による三元浄化機能を積極的に利用し、床下触媒によるＮＯｘ浄化性能の低下を補う。この際ＥＣＵは、混合気の当量比をストイキに制御するため、リーン運転モード時と同じアルゴリズムで定められた場合と比較して、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率（又はＩｎｅｒｔ－ＥＧＲ量）を増加し、かつ、燃料噴射量を増量する。ここで、燃料噴射量は、エンジンの燃焼効率を意図的に低下させることによって増量することが好ましい。なお、エンジンの燃焼効率は、後に詳述するように、燃料噴射タイミングをリーン運転モード時と比較して遅角化したり、燃料噴射を分割したりすることによって低下させることができる。またエンジンがガソリンエンジンである場合には、点火時期を遅角化することによって、エンジンの燃焼効率を低下させることができる。
　図４は、本発明の当量比制御の概念を説明するための第２の図である。
　図３を参照して説明したように、ストイキ運転モードでは、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率の増加と燃料噴射量の増量とを組み合わせることによって排ガスの当量比をストイキに制御する。ここで、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率は、例えばＥＧＲ制御弁の開度を調整することによって増加させることができる。しかしながら、このＥＧＲ制御弁の流量特性は、個体ばらつきや経年変化によって変化する。このため、図４に示すように、実Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率と目標Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率との間に定常偏差が生じてしまい、結果としてＬＡＦセンサの出力（実当量比）と目標当量比（ストイキ）との間に、定常偏差が生じてしまう場合がある。ＬＡＦセンサの出力がストイキから外れてしまうと、直下触媒では三元浄化反応が進行しなくなってしまうため、ＮＯｘ浄化率は目標としていたものよりも大きく低下してしまう。
　図４には、ＥＧＲ制御弁に個体ばらつきや経年変化が生じた場合を例示したが、この他、燃料を噴射するインジェクタの流量特性に個体ばらつきや経年変化が生じた場合も同様にＬＡＦセンサ出力に定常偏差が生じてしまう場合がある。
　図５は、本発明の当量比制御の概念を説明するための第３の図である。
　図４を参照して説明したような、ストイキ運転モード時のＬＡＦセンサ出力の定常偏差を解消するためには、ＬＡＦセンサ出力を利用したフィードバック制御を行う必要がある。図５には、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換わった時点から（F_StoicMode：０→１）、所定時間が経過した時点（F_StoicFB：０→１）でＬＡＦセンサ出力を利用したストイキフィードバック制御を開始し、ＬＡＦセンサの出力がストイキになるように燃料噴射量を修正した場合を示す。図５に示すように、ストイキ運転モードでは、このようなストイキフィードバック制御を行うことにより、ＥＧＲ制御弁やインジェクタに個体ばらつきなどがある場合にも混合気の当量比を精度良く制御し、ＮＯｘ浄化率を高くすることができる。
　図５に例示するように、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換わった直後、ＬＡＦセンサの出力はストイキよりも十分に小さい。また、この状態から混合気の当量比をストイキに制御するためには、燃料噴射量は増量する必要がある。このため、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換わった直後に上述のストイキフィードバック制御を開始すると、燃料噴射量が急激に増加してしまい、エンジントルクに意図しない変化が生じてしまうおそれがある。このため、ストイキフィードバック制御は、ストイキ運転モードの開始後、ＬＡＦセンサの出力がストイキよりもやや小さな値に設定されたフィードバック開始当量比を上回ったことに応じて開始する。このように、ＬＡＦセンサの出力がある程度までストイキに近づいてからストイキフィードバック運転モードを開始することにより、燃料噴射量が急激に増加しないようにし、意図しないトルク変化を抑制する。
　なお、図３～図５では、リーン運転モード中にストイキ運転モードに切り換える場合について説明したが、図２を参照して説明したように、床下触媒は最適な温度範囲から外れて低くなった場合もＮＯｘ浄化性能が低下する。このため、本発明の当量比制御では、エンジン始動直後から床下触媒が活性温度に達するまでの間もエンジンの運転モードをストイキ運転モードにし、直下触媒の三元浄化機能を利用する。直下触媒は、床下触媒よりもエンジンに近い位置に設けられているため、床下触媒よりも速やかに活性に達する。したがって、始動直後のエンジンの運転モードをストイキ運転モードとすることにより、始動直後からＮＯｘ浄化率を高くすることができる。
　図６は、当量比制御の手順を示すメインフローチャートの一部を示す図である。この当量比制御は、所定の制御周期（例えば、ＴＤＣ周期）ごとにＥＣＵにおいて実行される。図６に示すように、ＥＣＵにおいて実行される当量比制御には、モード判定制御（Ｓ１）と、ＥＧＲ制御（Ｓ２）と、燃料噴射制御（Ｓ３）と、噴射パターン制御（Ｓ５）と、を含む。
　Ｓ１のモード判定制御では、エンジンや排気浄化システムの状態に応じて、現在の適切な運転モードを判定する。このモード判定制御の具体的な手順については、後に図７を参照して説明する。
　Ｓ２のＥＧＲ制御では、選択された運転モード等に応じて、目標ＥＧＲ量及び目標ＥＧＲ率を決定する。このＥＧＲ制御の具体的な手順については、後に図８を参照して説明する。
　Ｓ３の燃料噴射制御では、選択された運転モードや目標ＥＧＲ量等に応じて、燃料噴射量を決定する。この燃料噴射制御の具体的な手順については、後に図９から図１８を参照して説明する。
　Ｓ５の噴射パターン制御では、Ｓ３で定められた燃料噴射量を、Ｓ１で判定された運転モード等に応じて分割する。この噴射パターン制御の具体的な手順については、後に図１９から図２６を参照して説明する。
＜モード判定制御＞
　図７は、モード判定制御の手順を示すフローチャートである。このモード判定制御では、ＥＣＵは、ストイキ浄化モードフラグF_StoicMode及びストイキフィードバックフラグF_StoicFBの値を設定する。ストイキ浄化モードフラグF_StoicModeは、現在の運転モードがストイキ運転モードであることを示すフラグである。ストイキフィードバックフラグF_StoicFBは、ストイキフィードバック制御の実行に適した状態であることを示すフラグである。
　Ｓ１１では、ＥＣＵは、直下触媒が活性に達したか否かを判別する。Ｓ１１の判別がＹＥＳの場合には、Ｓ１２に移る。
　Ｓ１２では、ＥＣＵは、床下触媒が活性に達したか否か、すなわち床下触媒温度Tdenox(k)が活性を判定するために設定された閾値Tdenox_act以上であるか否かを判別する。なお、この床下触媒温度Tdenox(k)は、触媒温度センサの出力に基づいて算出される。この判別がＹＥＳの場合にはＳ１３に移り、ＮＯの場合にはＳ１４に移る。
　Ｓ１３では、ＥＣＵは、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)が所定の床下触媒活性後のストイキ運転閾値Gcyl_st_dnx以上であるか否かを判別する。
　Ｓ１４では、ＥＣＵは、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)が所定の床下触媒活性前のストイキ運転閾値Gcyl_st_aes以上であるか否かを判別する。
　ここで、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)は、図示しない処理によりドライバの要求駆動力に応じて所定のマップを検索することで、所定の制御周期ごとに定められる。また、床下触媒活性後のストイキ運転閾値Gcyl_st_dnxは、床下触媒活性前のストイキ運転閾値Gcyl_st_aes以上に設定される（Gcyl_st_dnx≧Gcyl_st_aes）。
　なお、Ｓ１３及びＳ１４では、シリンダ内ガス量を引数として判別したが、エンジントルク、エンジン出力、排ガスボリュームなどの物理量を引数としても実質的に同等の判別を行うことができる。
　上記Ｓ１１～Ｓ１４の判定において、直下触媒が活性に達する前（Ｓ１１の判別がＮＯの場合）、床下触媒が活性に達する前かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_aesより小さい場合（Ｓ１４の判別がＮＯの場合）、床下触媒が活性に達した後かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_dnxより小さい場合（Ｓ１３の判別がＮＯの場合）、Ｓ１５に移る。Ｓ１５では、ＥＣＵは、現在の適切な運転モードはリーン運転モードであると判定し、ストイキ浄化モードフラグF_StoicModeを０に設定し、図７の処理を終了する（下記式（１）参照）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　上記Ｓ１１～Ｓ１４の判定において、床下触媒が活性に達する前かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_aes以上である場合（Ｓ１４の判別がＹＥＳの場合）、床下触媒が活性に達した後かつ目標ガス量Gcyl_trgt(k)が閾値Gcyl_st_dnx以上である場合（Ｓ１３の判別がＮＯの場合）、Ｓ１６に移る。Ｓ１６では、ＥＣＵは、現在の適切な運転モードはストイキ運転モードであると判定し、ストイキ浄化モードフラグF_StoicModeを１に設定し、Ｓ１７に移る（上記式（１）参照）。
　Ｓ１７では、ＥＣＵは、下記式（２）に従ってストイキフィードバックフラグF_StoicFBを設定し、図７の処理を終了する。より具体的には、ＥＣＵは、前回制御時から今回制御時にかけてＬＡＦセンサ出力φlafが、１（ストイキ当量比）よりもやや小さな値に設定されたフィードバック開始閾値φfbを超えた場合に、フラグF_StoicFBを０から１に切り換え、前回制御時から今回制御時にかけてストイキ浄化フラグF_StoicModeが１から０に切り換わった場合に、フラグF_StoicFBを１から０にリセットする。その他の場合、フラグF_StoicFBは、前回の状態が維持される。以上のようにしてストイキフィードバックフラグF_StoicFBの値を更新することにより、後述の適応ストイキコントローラによるストイキフィードバック制御は、エンジンの運転モードがリーン運転モードからストイキ運転モードに切り換った後、ＬＡＦセンサ出力φlafが、フィードバック開始閾値φfbを上回るのを待ってから開始させることができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
＜ＥＧＲ制御＞
　図８は、ＥＧＲ制御の手順を示すフローチャートである。このＥＧＲ制御では、ＥＣＵは、ＥＧＲガス量の目標値（目標ＥＧＲ量）Gegr_trgt及びＥＧＲ率の目標値（目標ＥＧＲ率）Regr_trgtを決定する。
　Ｓ２１では、現在の運転モードがストイキ運転モードであるか否か、すなわちストイキ浄化フラグF_StoicModeが１であるか否かを判別する。Ｓ２１の判別がＮＯの場合、すなわちリーン運転モード中である場合には、Ｓ２２に移り、ＥＣＵは、混合気の当量比がリーンである状態が維持されるように、かつ、ドライバの要求駆動力が実現されるように目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtを決定する。これら目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtは、所定のリーン運転モード時用のマップを検索することによって決定される。
　Ｓ２１の判別がＹＥＳの場合、すなわちストイキ運転モード中である場合には、Ｓ２３に移り、ＥＣＵは、後に図９以降を参照して説明するように、ドライバの要求駆動力が実現するように決定される燃料噴射量Gfuelに対し、混合気の当量比がストイキになるように目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtを決定する。より具体的には、ＥＣＵは、下記式（３－１）～（３－４）に従って、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt及び目標ＥＧＲ率Regr_trgtを決定する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　上記式（３－１）において、Gfsh_trgt(k)は、目標シリンダ内新気量である。Gfuel(k)は、後述の燃料噴射制御において決定される燃料噴射量である。定数αstは、ストイキ空燃比（例えば、14.6）である。すなわち、目標シリンダ内新気量Gfsh_trgtは、ドライバ要求駆動力が実現するような量の燃料をストイキ燃焼させるために必要な量に設定される。
　上記式（３－２）において、Giegr_trgt(k)は、目標Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量である。Gcyl_trgt(k)は、目標シリンダ内ガス量である。すなわち、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)から目標シリンダ内新気量Gfsh_trgt(k)を減算した値が、目標Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量Giegr_trgt(k)となる。
　また、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt(k)は、以上のように定められた目標Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量Giegr_trgt(k)が実現するように、上記式（３－３）に従って決定される。より具体的には、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt(k)は、ＥＧＲガスがＥＧＲ通路を介してシリンダ内に還流されるまでにかかる時間d（ＥＧＲ還流時間）を考慮し、ＥＧＲ還流時間d前のＬＡＦセンサ出力φlaf(k-d)に現在の目標Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ量Giegr_trgt(k)を乗じた値に決定される。また、目標ＥＧＲ率Regr_trgt(k)は、上記式（３－４）に示すように、目標ＥＧＲ量Gegr_trgt(k)を目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgt(k)で割ることにより算出される。
＜燃料噴射制御＞
　図９は、エンジンの燃料噴射量Gfuelを決定する燃料噴射制御の実行に係るブロック図である。この燃料噴射制御は、燃料噴射量算出部３１、リーン運転モードコントローラ３２、適応フィードバックコントローラ３４、及びＬＡＦ遅れ補償用同定器３５などの機能ブロックを組み合わせて実現される。
　燃料噴射量算出部３１は、リーン運転モードコントローラ３２により算出された燃料噴射量Gfuel_lnと、適応フィードバックコントローラ３３により算出された燃料噴射量（Gfuel_st又はGfuel_st_ff）と、の何れかを、現在のエンジンの運転モードに応じて選択する。より具体的には、燃料噴射量算出部３１は、上記式（１）及び（２）に従って更新されるフラグF_StoicMode及びF_StoicFBの値に応じて、下記式（４）に示すように、３つの燃料噴射量Gfuel_ln、Gfuel_st_ff、Gfuel_stのうちの何れかを、最終的な燃料噴射量Gfuelとして決定する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　上記式（４）において、噴射量Gfuel_ln(k)は、リーン運転モード時用の燃料噴射量である。噴射量Gfuel_st_ff(k)は、ストイキ運転モード中であって、ストイキフィードバック制御を開始する前の噴射量である。噴射量Gfuel_st(k)は、ストイキフィードバック制御時用の噴射量である。
　先ず、リーン運転モード時の噴射量Gfuel_lnを算出する手順について説明する。
　リーン運転モードコントローラ３２は、ドライバ要求駆動力Tdrv及びエンジン回転数NEに基づいて、ドライバ要求駆動力が実現するように、かつ、混合気の当量比がリーンになるような噴射量を算出し、これをリーン運転モード時用の燃料噴射量Gfuel_lnとして決定する。より具体的には、リーン運転モードコントローラ３２は、要求駆動力Tdrv及び回転数NEを引数として、予め定められたリーン運転モード時用のマップ（図示せず）を検索することにより、噴射量Gfuel_lnを決定する。なお、このリーン運転モードコントローラ３２において、噴射量Gfuel_lnを算出するために用いられるマップは、リーン運転モードにおいて図１０中破線で示すような態様で燃料噴射量を分割することを前提として定められたものが用いられる。すなわち、リーン運転モード時は、図１０において破線で示すように、上死点近傍で実行されるメイン噴射と、このメイン噴射に先立つパイロット噴射とを実行することを前提とする。
　次に、図９に戻って、ストイキ運転モード時の噴射量Gfuel_st及びGfuel_st_ffを算出する手順について説明する。
　適応フィードバックコントローラ３４は、燃料噴射量GfuelからＬＡＦセンサの出力φlafまでの物理系を所定のモデル式でモデル化し、このモデルを利用してストイキ運転モード時の噴射量Gfuel_stを決定する。先ず、このモデルについて詳細に説明し、次に、このモデルを用いて噴射量Gfuel_stを具体的に決定する手順について説明する。
　エンジンのシリンダに導入されるガスは、新気とＥＧＲガスで構成される。したがって、エンジンの排気ポートにおける排ガスの当量比φexpは、直前のＥＧＲ率Regr、新気の当量比φfsh、及びＥＧＲガスの当量比φegrによって、下記式（５－１）で表される。式（５－１）中の新気の当量比φfshは、燃料噴射量Gfuelを新気量Gfshで割り、ストイキ空燃比αst（例えば、14.6）を乗算することで算出される（下記式（５－２）参照）。また、エンジンのシリンダ内に導入されるＥＧＲガスは、ＬＡＦセンサを通過した後、時間dを掛けてＥＧＲ通路を還流したものであることから、式（５－１）中のＥＧＲガスの当量比φegrは、還流時間dだけ過去のＬＡＦセンサの出力値φlaf(k-d)とすることが妥当である（下記式（５－３）参照）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　したがって、これら式（５－１）～（５－３）により、下記式（６）が導出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　上記式（６）を構成する物理量のうち、ＥＧＲ率Regrと新気量Gfshは、直接観測できる量ではない。しかしながら、ＥＧＲ率Regrは、その目標値Regr_trgt（上記式（３－４）参照）で代用できる。また、新気量Gfshは、エアフローセンサの出力Gafsで代用できる。すなわち、これらＥＧＲ率の目標値Regr_trgt及びエアフローセンサの出力Gafsを利用して、下記式（７）が導出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　上記式（７）に示すように、排気ポートの当量比φexpは、燃料噴射量Gfuelに比例した項と、燃料噴射量Gfuelに比例していない外乱項とに分けられる。なお、式（７）に示すように、外乱項はＥＧＲ率に比例している。一般的なディーゼルエンジンは、ガソリンエンジンと比較してＥＧＲ率が高いため、相対的にこの外乱項の寄与も大きくなっている。このため、本発明ではこの外乱項も正確に取り入れたモデルを構築する。
　次に、燃料噴射量Gfuelに比例した項の比例係数をモデルパラメータA(k)で定義し、外乱項をモデルパラメータB(k)で定義することにより、下記式（８）に示す第１のモデル式が導出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
　また、これらモデルパラメータA,Bの値は、上記理論式（７）と、現実の系との誤差（モデル化誤差）を考慮して、下記式（９－１）～（９－４）に示すように、ＥＧＲ率に関するパラメータRegr_trgtから算出される基準値Abs,Bbsと、モデル化誤差としての修正値dA,dBとに分けて定義する。これら式（８）及び（９－１）～（９－４）で定義された第１のモデル式によれば、上記理論式（７）を導出するに当り物理量Regr,Gfshを代用したことによるモデル化誤差や、ＥＧＲ制御弁及び燃料噴射弁の流量特性やエアフローメータ及びＬＡＦセンサの観測精度などの個体ばらつきや経年変化によるモデル化誤差は、これら２つの修正値dA,dBによって表現される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
　また、ＬＡＦセンサには応答遅れ特性がある。この応答遅れ特性は、個体ばらつきや経年変化によって変化する。特にディーゼルエンジンや直噴ガソリンエンジンの場合、排ガス中にすすが含まれているため、このすすがＬＡＦセンサの検出素子に付着することによってセンサの応答遅れ特性が変化する。ＬＡＦセンサの出力φlafには、このような応答遅れ特性があり、またこの特性は１次遅れの係数Cで表現されるとすると、ＬＡＦセンサの出力φlafと排気ポートにおける排ガスの当量比φexpとの間に、下記式（１０）に示す第２のモデル式が導出される。以下では、この第２のモデル式中の係数Cを、ＬＡＦセンサの応答遅れ係数と言う。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
　以上をまとめると、燃料噴射量GfuelからＬＡＦセンサの出力φlafまでの系は、第１のモデル式（上記式（８）及び（９－１）～（９－４））と第２のモデル式（上記式（１０））とによってモデル化される。以下では、これら第１、第２のモデル式で構成されるモデルを噴射量－センサ出力モデルと言う。また、排気ポートにおける排ガスの当量比φexpからＬＡＦセンサの出力φlafまでの系は、第２のモデル式のみによって構成される。以下では、この第２のモデル式によって構成されるモデルを、ポート当量比－センサ出力モデルと言う。
　図９に戻って、適応フィードバックコントローラ３４は、フィードバック用同定器３６及びストイキ運転モードコントローラ３７を備える。
　フィードバック用同定器３６は、上述の噴射量－センサ出力モデルを利用して、このモデルに含まれるモデルパラメータA,Bの値を、所定のタイミングで逐次同定する。
　ストイキ運転モードコントローラ３７は、フィードバック用同定器３６によってその値が同定されたモデルパラメータA,Bを利用してストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stを算出する。
　また、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５は、上述のポート当量比－センサ出力モデルを利用して、このモデルに含まれる応答遅れ係数Cの値を逐次同定する。なお、図９に示すように、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５は、上記フィードバック用同定器３６とは別に構成されており、フィードバック用同定器３６から独立した演算によって、応答遅れ係数Cの値を同定することが可能になっている。
　以下、これらフィードバック用同定器３６、ストイキ運転モードコントローラ３７、及びＬＡＦ遅れ補償用同定器３５で実行される演算の手順について順に説明する。
　フィードバック用同定器３６では、噴射量－センサ出力モデルを利用し、排気ポートにおける排ガスの当量比の推定値φexp_hatと、ＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hatを下記式（１１－１）及び（１１－２）で定義する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
　フィードバック用同定器３６は、ＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)と、上記モデル式（１１－１）及び（１１－２）から導出されるＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hat(k)との同定誤差E_id(k)を下記式（１２）で定義し、この同定誤差E_id(k)が最小になるように２つのモデルパラメータの値A(k),B(k)を逐次同定する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
　これら２つのモデルパラメータA,Bの同定に用いられるアルゴリズムとしては、例えば、以下で説明する逐次型最小２乗法アルゴリズムが適している。
　この場合、先ず、モデルパラメータA,Bを成分とするモデルパラメータベクトルΘを下記式（１３）で定義する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000013
　ところで、上記式（９－３）及び（９－４）に示すように、モデルパラメータA,Bは、それぞれＥＧＲ率を含んでいるため、その値は大きく変動する。このため、このモデルパラメータベクトルΘの値を直接同定すると、特定したいモデル化誤差はＥＧＲ率の変動に埋もれてしまい、逐次精度良く同定することが困難である。そこで、このモデルパラメータベクトルΘは、ＥＧＲ率等のパラメータに応じて逐次演算できる基準ベクトルΘbsと、モデル化誤差に相当する修正ベクトルdΘとの和で定義する（下記式（１４－１）、（１４－２）参照）。ここで、基準ベクトルΘbsの成分Abs,Bbsは、モデル式（９－３）及び（９－４）で定義されたものを用いる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000014
　同定誤差E_id（上記式（１２）参照）を最小にする修正ベクトルdΘは、逐次型最小２乗法アルゴリズムによれば、下記式（１５）で算出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000015
　ここで、行列Λは、忘却行例であり、下記式（１６－４）で定義される。忘却行列Λの対角成分λ1,λ2は、それぞれ、０から１の間で設定される。またλ1,λ2の何れかは1とすることが好ましい。
　また、行列Ｋｐは、モデルパラメータ更新ゲイン行列であり、下記式（１６－１）で定義される。この式（１６－１）中、行列Ｐは、適応ゲイン行列であり、下記式（１６－３）で定義される。適応ゲイン行列Ｐの対角成分ｐ１，ｐ２は、それぞれ、正の値に設定される。また、ベクトルζは、入出力ベクトルであり、下記式（１６－２）で定義される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000016
　また、上記式（１５）に示すように、フィードバック用同定器３６は、ストイキ運転モードが開始したことに応じて（F_StoicMode:0→1）、同定誤差E_idが最小になるようにモデルパラメータA,Bの値を更新する。すなわち、ストイキフィードバック制御が開始する前からモデルパラメータA,Bの値の更新を開始する。また、フィードバック用同定器３６は、リーン運転モード中（F_StoicMode=0）では、モデルパラメータA,Bの値を基準値Abs,Bbsとする。
　次に、ストイキ運転モードコントローラ３７において実行される演算について説明する。ストイキ運転モードコントローラ３７は、以下順に説明するように、ストイキ運転モード開始時用のフィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffと、ストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stとを、それぞれ異なるアルゴリズムによって決定する。
　ストイキ運転モード開始時用のフィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffは、ストイキ運転モードコントローラ３７において、ドライバ要求駆動力Tdrv及びエンジン回転数NEを引数として、予め定められたストイキ運転モード時用のマップ（図示せず）を検索することによって決定される。なお、このストイキ運転モード時用のマップは、上述のリーン運転モードコントローラ３２において参照されるマップとは異なり、上記要求駆動力Tdrvや回転数NEなどの引数に対し、ＬＡＦセンサの出力がストイキになるように設定されたものが用いられる。また、このストイキ運転モード時用のマップは、ストイキ運転モードにおいて、図１０中実線で示すような態様で燃料噴射量を分割することを前提として定められたものが用いられる。すなわち、ストイキ運転モード時は、図１０において実線で示すように、メイン噴射及びパイロット噴射に加え、膨張行程中に実行されるアフター噴射を実行することを前提とする。
　ストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stは、ストイキ運転モードコントローラ３７において、上記噴射量－センサ出力モデルの２つのモデルパラメータA,Bに基づいて算出される。より具体的には、ストイキ運転モードコントローラ３７は、先ず、排気ポートにおける排ガスの当量比φexpに対する目標値（目標当量比）φtrgtを、直下触媒において三元浄化反応が進行するように、ストイキに相当する１（下記式（１７）参照）、又は予め設定されたストイキ近傍の値や所定のアルゴリズムによって算出されたストイキ近傍の値に設定する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000017
　また、ストイキ運転モードコントローラ３７は、モデルパラメータA,Bを利用して算出される当量比φexpが（上記式（８）参照）、上記式（１７）によって定められた目標当量比φtrgtになるように、噴射量Gfuel_stを決定する（下記式（１８－１）参照）。なお、下記式（１８－１）は、式（１８－２）に示すように、上記式（１７）の目標当量比φtrgtが、モデル式（８）から導出される当量比φexpと等しいすることにより導出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000018
　次に、以上のように構成された適応ストイキコントローラ３４の効果について、図１１～図１３を参照して説明する。
　図１１は、適応ストイキコントローラ３４によって実現される当量比制御の概念を説明するための図である。図１１には、上段から順に、シリンダに導入されるガスの内訳、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率［％］、フィードバック用同定器３６によって同定されるモデルパラメータベクトルΘ及びΘbs、燃料噴射量、ＬＡＦセンサ出力、及びＮＯｘ浄化率［％］を示す。
　図１１に示すように、目標シリンダ内ガス量Gcyl_trgtが閾値Gcyl_st_dnx又はGcyl_st_aesを上回ったことに応じて、エンジンの運転モードは、リーン運転モードからストイキ運転モードに切り換る（上記式（１）参照）。
　運転モードがストイキ運転モードに切り換ると（F_StoicMode:0→1）、フィードバック用同定器３６は、ＬＡＦセンサの出力値と燃料噴射量－センサ出力モデルによる推定値との誤差が最小となるようにモデルパラメータベクトルΘの値を更新する（上記式（１５）参照）。これにより、図１１に示すように、モデルパラメータΘの値は、基準値Θbsから変化する。すなわち、ストイキ運転モードに切り換った時点から、フィードバック用同定器３６によって現実の系とモデルとの誤差が検出される。また、運転モードがストイキ運転モードに切り換ると燃料噴射量Gfuelは、リーン運転モード時用の噴射量Gfuel_lnから、ストイキ運転モード時用のフィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffに持ち替えられる（上記式（４）参照）。これによって、ストイキ運転モードの開始以降、ＬＡＦセンサの出力がストイキに向けて上昇する。
　ストイキ運転モード中に、ＬＡＦセンサの出力φlafがフィードバック開始閾値φfbを上回ると、ストイキ浄化フラグF_StoicFBが0から1に切り換り、ストイキフィードバック制御が開始する（上記式（２）参照）。
　ストイキフィードバック制御が開始すると、燃料噴射量Gfuelは、フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffからストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stに持ち替えられる（上記式（４）参照）。また、この噴射量Gfuel_stは、モデル式（８）から得られる排気ポートの当量比φexpが目標値（ストイキ）になるように決定される（上記式（１７）及び（１８－１）参照）。これにより、図１１に示すように、ストイキフィードバック制御の開始以降、ＬＡＦセンサの出力はストイキに制御され、直下触媒による三元浄化反応が進行する。
　本発明の適応ストイキコントローラ３４では、このようなストイキフィードバック制御を開始するに先立ち、運転モードがリーン運転モードからストイキ運転モードに切り換った時点から早期にフィードバック用同定器でモデル化誤差を検出することにより、ＬＡＦセンサの出力を早期にかつ正確にストイキに制御することが可能となる。またこれにより、直下触媒において三元浄化反応を進行させることができる時間（ストイキ浄化時間）をできるだけ長く確保できる。
　図１２は、適応ストイキコントローラのシミュレーション結果を示す図である。図１２には、目標シリンダ内ガス量を図示のような態様で変化させたときにおける、燃料噴射量、ＬＡＦセンサ出力、各部分の当量比（φfsh,φexp,φegr）、ＥＧＲ率、モデルパラメータA,B、及びフラグの変化を示す。
　図１２に示すように、目標シリンダ内ガス量が大きくなると、これに応じてストイキ浄化モードフラグF_StoicModeが1にセットされ、その後、ストイキフィードバックフラグF_StoicFBが1にセットされる。また、図１２に示すように、本発明の適応ストイキコントローラによれば、ストイキフィードバック制御中は、ＬＡＦセンサの出力はオーバシュートや振動的な挙動を示すことなく、高精度にストイキに制御できることが検証された。
　特に、図１２のこのシミュレーションは、ＥＧＲ装置に個体ばらつきや経年変化があることを想定し、ＥＧＲ率Regrとその目標値Regr_trgtに定常偏差が生じるような条件下で行った。適応ストイキコントローラは、ストイキ運転モードが開始する直後から、このＥＧＲ装置の個体ばらつき等をモデルパラメータA,Bの基準値Abs,Bbsからの誤差として検出する。このため、適応ストイキコントローラは、ＥＧＲ装置、燃料噴射弁、エアフローメータ等の個体ばらつき等によらず混合気の当量比を高精度に制御できる。
　図１３は、従来装置のシミュレーション結果を示す図である。ここで、従来装置とは、ストイキフィードバック制御を、上記適応ストイキコントローラとは異なり、ＬＡＦセンサの出力値φlafとその目標値（ストイキ）との偏差E_phiを入力として、既知のＰＩコントローラで上記フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffに対する補正噴射量ΔGfuel_fbを決定したものを言う。また、その他のシミュレーション条件は、図１２と同じである。
　上述のようなＥＧＲ装置等に生じる個体ばらつき等は、従来のＰＩコントローラでも検出できる。このため、図１３に示すように、従来装置でも、ＬＡＦセンサの出力値をストイキにすることはできる。しかしながら、ＬＡＦセンサ出力及び当量比パラメータの振る舞いを、図１３と図１２とで比較して明らかなように、従来装置では、ＬＡＦセンサの出力にオーバシュートや振動的な挙動が目立つ。これは、従来のＬＡＦセンサの偏差入力に基づくＰＩコントローラでは、偏差の補償遅れが避けられないためである。このため、ストイキ浄化時間は短くなってしまう。以上により、本実施形態の適応ストイキコントローラの優位性が検証された。
　次に、図９に戻って、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５で行われる演算の手順について説明する。
　ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５は、適応ストイキコントローラ３３において利用される燃料噴射量－センサ出力モデルに含まれる遅れ係数Ｃ（上記式（１０）参照）の値を同定する。先ず、この遅れ係数Ｃの誤差が、上記適応ストイキコントローラ３３の制御結果に及ぼす影響について説明する。
　図１４は、ＬＡＦセンサの応答遅れ特性の推定誤差が制御結果へ及ぼす影響を示す図である。上述のように、適応ストイキコントローラは、ＬＡＦ遅れ補償用同定器によって同定された遅れ係数Cの下で、ＬＡＦセンサの出力の推定値φlaf_hatがＬＡＦセンサの出力値φlafに一致するようにモデルパラメータA,Bの値を同定した上で、これらモデルパラメータA,Bに基づいて燃料噴射量を決定する。したがって、このように燃料噴射量を決定した結果、モデルで想定するように現実のＬＡＦセンサの出力φlafが推定値φlaf_hatと一致するためには、遅れ係数Cの値が正確に同定されている必要がある。すなわち、ＬＡＦ遅れ補償用同定器により算出された遅れ係数Cに誤差があると、フィードバック用同定器により同定されるモデルパラメータA,Bにずれが生じてしまい、結果として現実のＬＡＦセンサの出力値φlafは推定値φlaf_hatと異なった挙動を示す。図１４の（ａ）は現実のＬＡＦセンサの遅れが推定よりも大きい場合の挙動を示し、図１４の（ｂ）は現実のＬＡＦセンサの遅れが推定とほぼ同じであった場合の挙動を示し、図１４の（ｃ）は現実のＬＡＦセンサの遅れが推定よりも小さい場合の挙動を示す。
　図１４の（ｂ）に示すように、遅れ係数Cが正確に推定されていれば、推定値φlaf_hatと実際のＬＡＦセンサの出力値φlafとは同じ振る舞いを示す。これに対し、図１４の（ａ）や（ｃ）に示すように、遅れ係数Ｃの推定に誤差があると、実際の出力値φlafは推定値φlaf_hatに対しオーバシュートしたり遅れたりする。このため、ストイキ浄化時間は短縮する。
　以上のような理由から、遅れ係数Cの値は、逐次正確に同定される必要がある。加えて、このＬＡＦセンサの遅れ特性は、排ガスボリュームによって大きく変化する。すなわち、遅れ係数Cの値は、運転状態に応じて逐次大きく変化するようになっている。以下、このように大きく変動し、かつ個体ばらつき等によっても特性が変化する遅れ係数Cを、正確に同定するアルゴリズムについて説明する。
　ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５では、ポート当量比－センサ出力モデルのモデル式（１０）において、現実には観測できない排気ポートの当量比φexpを、式（１１－１）によって算出可能な推定値φexp_hatに置き換えて得られるモデル式（下記式（１９）参照）を利用して、遅れ係数Ｃの値を同定する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000019
　ただし、上記式（１９）では、変数φlafとφexp_hatの両方に遅れ係数C(k-1)が乗算されているため、一般的な同定アルゴリズムでは同定できなくなっている。そこで、下記式（２０－１）と（２０－２）に示すように仮想出力W(k)とその推定値W_hat(k)を定義する。これにより、上記式（１９）が満たされるように遅れ係数Cの値を同定することと、仮想出力Wとその推定値W_hatの誤差が最小になるように遅れ係数Cの値を算出することは等価となる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000020
　また、ＬＡＦセンサの遅れ特性は、排ガスボリュームによって変化する特性がある。より具体的には、排ガスボリュームが大きくなるほど、ＬＡＦセンサの遅れ特性は小さくなる特性がある。このように逐次大きく変動する値を、上記仮想出力Wと推定値W_hatとの誤差が最小になるように、直接算出するのは困難であり、かつ誤差が大きい。そこで、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５では、図１５に示すように、排ガスボリュームの関数として基準遅れ係数Cbs(k)を定義し、下記式（２１）に示すように、遅れ係数C(k)を、基準遅れ係数Cbs(k)と遅れ係数の修正係数Kc(k)との積に分離する。すなわち、遅れ係数C(k)を、排ガスボリュームを要因として変化する基準値Cbs(k)と、個体ばらつきやすすの付着等のその他を要因として変化する修正係数Kc(k)との積に分離する。遅れ係数C(k)をこのように定義することにより、遅れ係数C(k)のうち、排ガスボリュームによって逐次大きく変動する分は、同定アルゴリズムを経ることなく、排ガスボリュームを引数として図１５に示すようなマップを検索することで算出できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000021
　上述のように、ＬＡＦセンサの検出特性に個体ばらつきがあったり、検出素子にすすが付着したりすると、ＬＡＦセンサの遅れ係数Cの排ガスボリューム特性は、図１５に示す基準遅れ係数Cbsから変化すると考えられる。しかしながら、この基準遅れ係数Cbsからのずれは、排ガスボリュームの大きさに対して一律ではない。そこで、このような非線形性を再現するため、上記遅れ係数の修正係数Kc(k)は、下記式（２２）に示すように、排ガスボリュームを引数とした複数の重み関数ωi(k)の線形結合として定義する。以下、各重み関数ωi(k)に付随した係数Kc_iを、局所修正係数と言う。また以下では、一例として、重み関数の数を３とした場合について説明する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000022
　図１６は、重み関数ωiの設定例を示す図である。
　図１６に示すように、０～所定の上限値まで変化する排ガスボリュームに対し、各重み関数ωiの定義域が重複するように、かつ、重み関数ωｉの値の和が全ての排ガスボリュームに対して等しくなるように設定される。また、基準遅れ係数Cbsが大きく変化する領域では、その誤差も大きく変化すると考えられる。このため、図１６に示すように、基準遅れ係数Cbsが大きく変化する領域（排ガスボリュームが小さな領域）では、重み関数ωiは密になるように設定することが好ましい。
　ＬＡＦ遅れ補償用同定器では、以上のようにして遅れ係数C(k)を局所修正係数Kc_iの線形結合で表した上で、仮想出力Wとその推定値W_hatの同定誤差E_id’が最小になるように、各局所修正係数Kc_iの値を同定する。また、この局所修正係数Kc_iの値を同定するアルゴリズムとして、逐次最小２乗法アルゴリズムを採用すると、局所修正係数Kc_iの値は、下記式（２３）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000023
　上記式（２３）において、係数Kp’は、修正ゲイン更新ゲインであり、下記式（２４－１）で表される。下記式（２４－１）において、係数Pは、適応ゲインであり、所定の正の値に設定される。また、係数ζ’は、遅れ係数同定用仮想入力値であり、下記式（２４－２）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000024
　なお、上述の当量比の推定値φexp_hatには、燃料噴射弁、ＥＧＲ装置、エアフローセンサなどの個体ばらつきや経年変化などによって生じる定常誤差が含まれ得る。このため、この推定値φexp_hatから算出される仮想入力の推定値W_hatと仮想入力Wとが、常に一致するように遅れ係数C(k)を同定すると、この誤差が蓄積してしまい、遅れ係数C(k)に誤差が生じてしまうおそれがある。また、遅れ係数C(k)は、ＬＡＦセンサの出力の過渡的な特性を表す係数である。したがって、遅れ係数C(k)の値は、ＬＡＦセンサの出力が変化している間に同定することが好ましい。以上の理由から、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、ＬＡＦセンサの出力値に有意な変化が現れている過渡時にのみ、遅れ係数C(k)の値を更新する。より具体的には、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、下記式（２５－１）に示すように、ＬＡＦセンサの出力値の変動に応じて過渡判定フラグF_Transの値を更新し、下記式（２５－２）に示すように過渡状態であると判定されている間のみ０でない同定誤差を入力する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000025
　図１７は、ＬＡＦ遅れ補償用同定器のシミュレーション結果を示す図である。図１７には、排ガスボリュームを図示のような態様で変化させたときにおける、ＬＡＦセンサの出力、仮想入力W、同定誤差E_id’、遅れ係数C、及び過渡判定フラグF_Transの変化を示す。
　図１７に示すように、周期的に排ガスボリュームを変化させると、ＬＡＦセンサの出力も周期的に変化し、これに応じて過渡判定フラグF_Transも周期的に変化する。また、過渡判定フラグF_Transが１である間のみ遅れ係数C(k)の値が更新される。ここで、図１７の遅れ係数Cの振る舞いに注目すると、初めは実際の遅れ係数から離れ基準値Cbs側を推移していたのに対し、時間の経過とともに遅れ係数Cは、実際の遅れ係数とほぼ同じ振る舞いを示すようになる。また、このときの同定誤差E_id’の値も時間の経過とともに０へ収束するようになる。以上より、本実施形態のＬＡＦ遅れ補償用同定器の優位性が検証された。
　図１８は、以上のような燃料噴射制御の手順を示すフローチャートである。この燃料噴射量制御では、ＥＣＵは、以下に示す手順により運転モードに応じた燃料噴射量Gfuelを決定する。
　Ｓ３１では、ＥＣＵは、ＬＡＦセンサや温度センサなど、燃料噴射制御の実行に係る各種センサが正常であるか否か判定する。Ｓ３１の判別がＮＯの場合、ＥＣＵは、Ｓ３２に移り、現在の運転モードによらずリーン運転時用の噴射量Gfuel_lnを燃料噴射量Gfuelとして決定し、この処理を終了する。Ｓ３１の判別がＹＥＳの場合、ＥＣＵは、Ｓ３３に移る。
　Ｓ３３では、ＥＣＵは、ストイキ運転モード中であるか否か、すなわちストイキ浄化フラグF_StoicMode=1であるか否かを判別する。Ｓ３３の判別がＮＯであり、リーン運転モード中である場合、ＥＣＵは、Ｓ３４に移りリーン運転時用の噴射量Gfuel_lnを燃料噴射量Gfuelとして決定し、Ｓ３９に移る。Ｓ３３の判別がＹＥＳであり、ストイキ運転モード中である場合、ＥＣＵは、Ｓ３５に移る。
　Ｓ３５では、ＥＣＵは、上記式（１１－１）～（１６－４）に示す演算を実行し、モデルパラメータA,Bの値を同定し、Ｓ３６に移る。Ｓ３６では、ＥＣＵは、ストイキフィードバック制御を開始するのに適した状態であるか否か、すなわちストイキフィードバックフラグF_StoicFB=1であるか否かを判別する。Ｓ３６の判別がＮＯである場合、ＥＣＵは、Ｓ３７に移り、ストイキ運転モード開始時用の噴射量Gfuel_st_ffを燃料噴射量Gfuelとして決定し、Ｓ３９に移る。Ｓ３６の判別がＹＥＳである場合、ＥＣＵは、Ｓ３８に移り、ストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stを燃料噴射量Gfuelとして決定し、Ｓ３９に移る。
　Ｓ３９では、ＥＣＵは、上記式（１９）～（２５－２）に示す演算を実行し、ＬＡＦセンサの遅れ係数Cの値を同定し、Ｓ４０に移る。Ｓ４０では、ＥＣＵは、遅れ係数Cの修正係数Kcの値が、所定の異常判定閾値Kc_Agedより小さいか否かを判別する。Ｓ４０の判別がＮＯの場合、ＥＣＵは、ＬＡＦセンサは正常であると判断し、この処理を終了する。Ｓ４０の判別がＹＥＳの場合、ＥＣＵは、ＬＡＦセンサは遅れが大きく異常な状態であると判断し、Ｓ４１に移り、警告灯を点灯した後、この処理を終了する。
　なお、図１８のフローチャートを参照して明らかなように、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、運転モードによらず遅れ係数Cの値を更新するのに対し、フィードバック用同定器はストイキ運転モード中でのみモデルパラメータA,Bの値を更新する。すなわち、ＬＡＦ遅れ補償用同定器は、フィードバック用同定器よりも広い運転条件下で遅れ係数Cの値を更新する。上述のように、フィードバック用同定器によってモデルパラメータA,Bの値が正確に同定されているためには、遅れ係数Cの値が正確に同定されていることが前提となる。したがって、このようにＬＡＦ補償用同定器の同定する運転条件をフィードバック用同定器よりも広くすることにより、すなわちリーン運転中も含むものとすることにより、モデルパラメータA,Bを常に正確な値になるようにできる。
＜噴射パターン制御＞
　図１９は、上述の燃料噴射制御によって発生し得るトルク段差を説明する図である。より具体的には、図１９は、ストイキ運転モード中において、ストイキフィードバック制御を開始する前と後で、同じ噴射態様で燃料を噴射した場合に生じる可能性のあるトルク段差を模式的に示す図である。
　上述のように、ストイキフィードバック制御を開始すると、燃料噴射量Gfuelは、フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffからストイキフィードバック制御時用の噴射量Gfuel_stに持ち替えられる。この際、噴射量Gfuel_stは、ＬＡＦセンサの出力を、ストイキよりリーン側からストイキに近づけるように、フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ffよりも大きくなる。このため、ストイキフィードバック制御の開始の前後で同じ態様で燃料を噴射すると、図示するような意図しないトルク段差が発生する場合がある。以下では、このようなトルク段差を解消するための噴射パターン制御の手順について説明する。
　図２０は、噴射パターン制御の手順を示すフローチャートである。この噴射パターン制御では、ＥＣＵは、上記燃料噴射制御において排ガスの当量比を最適するように定めた燃料噴射量Gfuelを変更しないように、かつ上記トルク段差が発生しないような噴射パターンを決定する。噴射パターンは、メイン噴射を実行するタイミングに相当するメイン噴射タイミングΘｍ、アフター噴射を実行するタイミングに相当するアフター噴射タイミングΘa、パイロット噴射で噴射する燃料量に相当するパイロット噴射量Gf_p、メイン噴射で噴射する燃料量に相当するメイン噴射量Gf_m、及びアフター噴射で噴射する燃料量に相当するアフター噴射量Gf_aなどの複数の燃料噴射パラメータで特徴付けられる。なお、パイロット噴射を実行するタイミングに相当するパイロット噴射タイミングΘpは、固定値が用いられるか或いは上記燃料噴射パラメータなどに応じて一意的に定められる値が用いられるため、以下ではその説明を省略する。
　Ｓ５１では、ＥＣＵは、ストイキ運転モード中であるか否か、すなわちストイキ浄化フラグF_StoicModeが１であるか否かを判別する。ＥＣＵは、Ｓ５１の判別がＮＯでありリーン運転モード中である場合はＳ５２に移り、Ｓ５１の判別がＹＥＳでありストイキ運転モード中である場合にはＳ５３に移る。
　リーン運転モード中である場合、ＥＣＵは、図２１に例示するように、パイロット噴射とメイン噴射のみを実行することを前提とし、これらパイロット噴射とメイン噴射の実行に係る燃料噴射パラメータ（Θm,Gf_m,Gf_p）の値を決定し（Ｓ５２）、この処理を終了する。リーン運転モード時におけるメイン噴射タイミングΘm,は、例えば、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率の推定値（又はＥＧＲ率の推定値Regr_hat）などを引数として、図２２に示すメイン噴射タイミング決定マップを検索することによって決定される。図２２に例示するマップによれば、メイン噴射タイミングΘmは、Ｉｎｅｒｔ－ＥＧＲ率が大きくなるに従い、上死点の近傍で進角側へ補正されるように決定される。また、メイン噴射量Gf_m及びパイロット噴射量Gf_pは、先の燃料噴射量制御で定められた燃料噴射量Gfuelを分割するように、リーン運転モード時用のマップを検索することで定められる。
　ストイキ運転モード中である場合、ＥＣＵは、図２３に例示するように、パイロット噴射、メイン噴射、及びアフター噴射を実行することを前提とし、これらパイロット噴射とメイン噴射とアフター噴射の実行に係る燃料噴射パラメータ（Θm,Θa,Gf_m,Gf_p,Gf_a）の値を以下で説明する手順で決定し（Ｓ５３、Ｓ５４）、この処理を終了する。
　Ｓ５３では、ＥＣＵは、メイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmp、アフター噴射タイミングΘa、及びパイロット噴射量Gf_pの値を決定する。メイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmpは、リーン運転モード時と同様に、図２２に示すメイン噴射タイミング決定マップを検索することによって決定される。アフター噴射タイミングΘa及びパイロット噴射量Gf_aは、ストイキ運転モード時用のマップを検索することで定められる。
　Ｓ５４では、ＥＣＵは、以下に示す手順で、メイン噴射タイミングΘm、メイン噴射量Gf_m、アフター噴射量Gf_aの値を決定する。
　先ず、ドライバの要求駆動力Tdrvを実現するように、かつ、燃料噴射制御で定められた燃料噴射量Gfuelを分割するようにメイン噴射量Gf_m及びアフター噴射量Gf_aを決定するため、二つの噴射量Gf_m,Gf_aに対し、下記の２つの恒等式を課す。下記式（２６－１）において、係数Ita_m(k),Ita_a(k)は、それぞれメイン噴射及びアフター噴射のトルク変換効率に相当し、各々の噴射タイミングを引数として図２４に示すマップを検索することで算出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000026
　上記式（２６－１）及び（２６－２）を、メイン噴射量Gf_m及びアフター噴射量Gf_aについて解くと、下記式が導出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000027
　また、アフター噴射はトルク変換効率が悪いため、アフター噴射量Gf_aが過剰に多くなると、ＨＣ排出量が増加したりオイルダイリューションが発生する。このため、アフター噴射量Gf_aには、上限値Gf_a_maxが設定される。そこで、ＥＣＵは、アフター噴射量Gf_aが上限値Gf_a_maxを超えないようにメイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmpを調整し、最終的なメイン噴射量Gf_m及びアフター噴射量Gf_aの値を決定する。
　より具体的には、ＥＣＵは、先ず、Ｓ５４において決定されたアフター噴射タイミングΘa及びメイン噴射タイミングの暫定値Θm_tmpを引数としてマップを検索し、暫定的なアフター噴射及びメイン噴射のトルク変換効率Ita_a_tmp,Ita_m_tmpを算出する。そして、ＥＣＵは、これらトルク変換効率Ita_a_tmp,Ita_m_tmpを上記式（２７－１）及び（２７－２）に代入することで、下記式（２８－１）及び（２８－２）に示すアフター噴射量の暫定値Gf_a_tmp及びメイン噴射量の暫定値Gf_m_tmpを算出する。
　ＥＣＵは、算出したアフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpと上限値Gf_a_maxとを比較し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxよりも小さい場合には、暫定値Gf_a_tmpをアフター噴射量の確定値Gf_a(k)として決定し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_max以上である場合には、上限値Gf_a_maxをアフター噴射量の確定値Gf_a(k)として決定する（下記式（２９）参照）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000029
　また、ＥＣＵは、アフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxよりも小さい場合には、暫定値Gf_m_tmpをメイン噴射量の確定値Gf_m(k)として決定し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_max以上である場合には、修正値Gf_m_modをメイン噴射量の確定値Gf_m(k)として決定する（下記式（３０－１）参照）。ここで、メイン噴射量の修正値Gf_m_mod(k)は、下記式（３０－２）に示すように、ポスト噴射量を上限値Gf_a_maxで制限した分だけ増量した値が用いられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000030
　また、ＥＣＵは、アフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxよりも小さい場合には、暫定値Θm_tmpをメイン噴射タイミングの確定値Θm(k)として決定し、暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_max以上である場合には、修正値Θm_modをメイン噴射タイミングの確定値Θm(k)として決定する（下記式（３１）参照）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000031
　ここで、メイン噴射タイミングの修正値Θm_mod(k)は、以下の手順で算出される。先ず、アフター噴射量Gf_aを上限値Gf_a_maxで制限する場合、メイン噴射量Gf_mはその分だけ増量した修正値Gf_m_modが用いられる。噴射量をこのように決定することにより、上記式（２６－１）から、必要なメイン噴射のトルク変換効率Ita_m_modが算出される（下記式（３２）参照）。すると、メイン噴射タイミングの修正値Θm_modは、トルク変換効率Ita_m_modを引数として図２５に示すマップを検索することによって決定される。なお、図２５のマップは、図２４に示すマップの入力と出力とを入れ替えたものに相当し、実質的に等価である。したがって、アフター噴射量の暫定値Gf_a_tmpが上限値Gf_a_maxを超えてしまうような場合には、アフター噴射量は上限値Gf_a_maxで制限され、その分だけメイン噴射量は暫定値Gf_m_tmpから増量側に修正され、メイン噴射タイミングは燃焼効率が低下するように暫定値Θm_tmpから遅角側に修正される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000032
　図２６は、上述の噴射パターン制御を実行することによって実現されるトルク補償制御の概念を説明する図である。
　先ず、リーン運転モードからストイキ運転モードへ切り換ると、メイン噴射に加えてアフター噴射が実行される。その後、ストイキフィードバック制御が開始すると、ＬＡＦセンサの出力がリーン側からストイキになるように、燃料噴射量が増量される。この際、当量比がストイキになるように定められた燃料噴射量は、上記式（２６－１）～（３２）に従ってアフター噴射量とメイン噴射量とに適切に分割される。これによって、直下触媒で三元浄化反応が進行するような当量比に制御しつつ、トルク段差が発生するのを抑制することができる。
＜変形例＞
　以下、上記実施形態のフィードバック用同定器の変形例について説明する。
　図２７は、上記実施形態のフィードバック用同定器３２における演算（上記式（１１－１）～式（１６－４）参照）の手順を示すブロック図である。
　フィードバック用同定器３２は、燃料噴射量Gfuel(k-1)及び基準値Bbs（上記式（９－４）参照）を入力として、モデルパラメータA,B及び応答遅れ係数Cを含む噴射量－センサ出力モデルを利用した式（１１－１）及び（１１－２）によって、ＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hat(k)を算出するＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１と、推定値φlaf_hat(k)とＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)との同定誤差E_id(k)（式（１２）参照）が最小になるように２つのモデルパラメータの値A(k),B(k)を、上記式（１３）～（１６－４）を参照して説明した手順により逐次同定する同定演算部３２２と、を含んで構成される。
　フィードバック用同定器３２では、これとは別に設けられたＬＡＦ遅れ補償用同定器３５によって同定された遅れ係数C(k)を利用して、図２７中矢印で示すようにＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１の演算と同定演算部３２２の演算とを繰り返し行うことにより、モデルパラメータの値A(k),B(k)（より狭義にはその修正値dA,dB）を同定する。
　このとき、図２７に示すように、ＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１における演算は、燃料噴射量Gfuel(k-1)を入力としてモデルパラメータA,Bを含む式（１１－１）によって排ガスの当量比の推定値φexp_hatを算出する演算３２１´と、この排ガスの当量比の推定値φexp_hatを入力として遅れ係数Cを含む式（１１－２）の演算）３２１´´と、に分けられる。したがって、この図から明らかなように、フィードバック用同定器３２では、モデルパラメータの値A(k),B(k)を一回更新するに当りローパスフィルタ要素G(z)の演算を経ることから、要素G(z)の応答遅れとむだ時間を考慮し、モデルパラメータの値A(k),B(k)の演算が不安定にならないよう同定演算部３２２の同定速度を（上記式（１６－３）中のゲイン行列Ｐの成分に相当）を十分に遅くする必要がある。換言すれば、フィードバック用同定器３２のモデルパラメータの値A(k),B(k)の同定速度には制限がある。
　図２８は、このような同定速度を向上すべく構成されたフィードバック用同定器の変形例３２Ａにおける演算の手順を示すブロック図である。このフィードバック用同定器３２Ａは、図２７のフィードバック用同定器３２を等価変換して得られる。
　フィードバック用同定器３２Ａは、燃料噴射量Gfuel(k-1)及び基準値Bbsに、遅れ係数Cによって特徴付けられる遅れ演算を行う遅れ演算部３２３Ａと、この遅れ演算部３２３Ａの出力にモデルパラメータA,Bによって特徴付けられる所定の演算を行うことによってＬＡＦセンサの出力の推定値φlaf_hat(k)を算出するＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１Ａと、推定値φlaf_hat(k)とＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)との同定誤差E_id(k)（式（１２）参照）が最小になるように２つのモデルパラメータの値A(k),B(k)を逐次同定する同定演算部３２２Ａと、を含んで構成される。
　遅れ演算部３２３Ａは、燃料噴射量Gfuel、燃料噴射量に基準値を乗じて得られる値Gfuel・Abs、及び基準値Bbsに対し、ＬＡＦ遅れ補償用同定器３５によって同定された遅れ係数C(k)を利用した遅れ演算（下記式（３３－１）～（３３－３）参照）を行うことにより、下記フィルタ値AG_f(k),Bbs(k),Gf_f(k)を算出する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000033
　ＬＡＦセンサ出力推定演算部３２１Ａは、これらフィルタ値AG_f(k),Bbs(k),Gf_f(k)にモデルパラメータA,Bの修正値dA,dBで特徴付けられる下記式（３４）に示す演算を行うことにより、ＬＡＦセンサの出力の推定値φlaf_hat(k)を算出する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000034
　同定演算部３２２Ａは、ＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)と、上記モデル式（１１－１）及び（１１－２）から導出されるＬＡＦセンサ出力の推定値φlaf_hat(k)との同定誤差E_idが最小になるように、２つのモデルパラメータの修正値dA(k),dB(k)を逐次同定する。しかし、推定値φlaf_hat(k)には、式（３４）に示すように、モデルパラメータの修正値dA,dBの何れにも比例していない項が存在することから、上記式（１２）に示すように同定誤差E_idを定義し、これが最小となるように直接修正値dA(k),dB(k)を同定することはできない。そこで、演算の便宜上、同定演算部３２２Ａでは、ＬＡＦセンサの出力を直接扱わずに、ＬＡＦセンサの出力値φlaf(k)から上記式（３４）の右辺の定数項AG_f(k)及びBbs(k)を減算して得られる仮想出力V(k)（下記式（３５－１）参照）と、この仮想出力V(k)の推定値V_hat(k)（下記式（３５－２）参照）とを定義し、これらの偏差によって定義される同定誤差E_id’’(k)を用いる（下記式（３５－３）参照）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000035
　なお、この同定誤差のE_idからE_id’’への再定義は、図２８に示すブロック図を、図２９に示すブロック図に書き換えることと等価であり、また得られる結果も等しい。
　同定演算部３２２Ａでは、モデルパラメータA,Bの修正値dA,dBを成分とする修正ベクトルdΘ’を下記式（３６－１）で定義し、入出力ベクトルζ’を下記式（３６－２）で定義する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000036
　以上の定義の下、同定誤差E_id’’(k)を最小にする修正ベクトルdΘ’は、逐次型最小２乗法アルゴリズムによれば、上記式（１５）と同様に下記式（３７）で算出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000037
　ここで、行列Λ’は、忘却行例であり、下記式（３８－３）で定義される。忘却行列Λ’の対角成分λ1’,λ2’は、それぞれ、０から１の間で設定される。またλ1’,λ2’の何れかは1とすることが好ましい。
　また、行列Kp’は、モデルパラメータ更新ゲイン行列であり、下記式（３８－１）で定義される。この式（３８－１）中、行列P’は、適応ゲイン行列であり、下記式（３８－２）で定義される。適応ゲイン行列P’の対角成分p1’,p2’は、それぞれ、正の値に設定される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000038
　同定演算部３２２Ａでは、以上のような演算式によって、再定義された同定誤差E_id’’を最小にするようなモデルパラメータA,Bの修正値dA,dBを同定する。なお、モデルパラメータA,Bの値は、式（９－１）及び（９－２）から算出される。以上説明した図２８及び図２９に示すフィードバック用同定器３２Ａによれば、図２７に示すフィードバック用同定器３２と異なり、モデルパラメータA(k),B(k)の演算ループ内にフィルタ要素G(z)が存在しないため、同定演算部３２２Ａの同定速度を向上できる。
　なお、上記実施形態では、床下触媒を選択還元触媒とした例について説明したが、本発明は、これに限らない。上述のように床下触媒は、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としても効果的である。
　図３０は、床下触媒コンバータ４２Ａの床下触媒をＮＯｘ吸蔵還元型触媒とした場合における排気浄化システム２Ａの構成を示す図である。上記実施形態の排気浄化システム２では、選択還元触媒に還元剤を供給するために還元剤供給装置４３が必要であった。しかし、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒は、排ガス中のＨＣを還元剤として利用するため、この排気浄化システム２Ａでは、還元剤供給装置を設ける必要はない。ただし、この排気浄化システム２Ａでは、ＥＣＵ３Ａは、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒で吸着したＮＯｘを還元するために、排ガスの当量比をストイキ又はストイキよりリッチ側にする当量比制御を、上記実施形態で説明した当量比制御とは別に適宜実行する必要がある。排気浄化システム２Ａには、このようなＮＯｘを還元するための当量比制御を実行するタイミングをＥＣＵ３Ａで判断するため、床下触媒コンバータ４３Ａの上流側には、ＬＡＦセンサ（又は酸素濃度センサ）２２Ａが設けられる。また、図３０に示すような排気浄化システムでは、直下触媒にもＮＯｘ吸蔵還元型触媒を用いる場合、すなわち、直下触媒と床下触媒との両方にＮＯｘ吸蔵還元触媒を用いる場合、これら直下触媒と床下触媒は、一体のものとしてもよい。
　また、上述のように、ＬＡＦセンサの出力特性は、その検出素子にすすが付着することによって変化する。そこで、このような検出素子へのすすの付着を防止するため、図３１に示すように、ＬＡＦセンサ２１の上流側に酸化触媒（又は三元触媒）４４Ｂをさらに設けてもよい。
　また、上記実施形態では、エンジンをディーゼルエンジンとした例について説明したが、本発明はこれに限らず、リーン燃焼方式のガソリンエンジンとしてもよい。
　また、上記実施形態では、燃料噴射量Gfuelを入力とした噴射量－センサ出力モデル（式（８）～（１０）参照）を定義したが、モデルの入力は燃料噴射量そのものに限らず、燃料噴射量から所定の演算を経て得られる物理量でもよい。例えば、燃料噴射量Gfuel(k)を所定のマップ値（フィードフォワード噴射量Gfuel_st_ff）で除算することにより定義される新たな物理量Kg(k)（下記式（３９）参照）を入力としたモデルを定義してもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000039
　燃料噴射量Gfuel(k)の代わりに、上記物理量Kg(k)を入力とした場合、上記式（８）のモデル式は、下記式（４０－１）で置き換えられる。また、この場合、モデルパラメータA’(k)の定義式（９－１）は、下記式（４０－２）で置き換えられ、モデルパラメータA’(k)の基準値Abs’(k)の定義式（９－３）は、下記式（４０－３）で置き換えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000040
　以上のように、燃料噴射量Gfuelから新たな物理量Kgを定義し、これをモデルの入力としても、上記式（４０－１）～（４０－３）に示すように各種パラメータを適宜再定義することにより、同様の結果を得ることができる。また、これと同じことはモデルの出力についても同様に成り立つ。すなわち、ＬＡＦセンサの出力φlafを出力とした噴射量－センサ出力モデル（式（８）～（１０）参照）を定義したが、モデルの出力はＬＡＦセンサの出力そのものに限らず、ＬＡＦセンサの出力から所定の演算を経て得られる物理量でもよい。例えば、ＬＡＦセンサの出力の逆数に係数（例えば、14.5）を乗算して得られる空燃比をモデルの出力としてもよい。
　１…エンジン（内燃機関）
　１１…排気通路
　２…排気浄化システム
　２１…ＬＡＦセンサ（排ガスセンサ）
　３…ＥＣＵ（制御装置）
　３１…燃料噴射量算出部
　３２…リーン運転モードコントローラ
　３４…適応フィードバックコントローラ
　３５…ＬＡＦ遅れ補償用同定器（第２同定部）
　３６…フィードバック同定器（第１同定部）
　３７…ストイキ運転モードコントローラ（コントローラ）
　４…触媒浄化装置
 

Claims (6)

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