CN1143403A - 内燃机的燃料喷射控制装置 - Google Patents

Abstract

本发明的内燃机燃料喷射控制装置中，备有使排 气***合流部的空气燃料比 向期望空气燃料比收敛的第1 反馈***和吸收各气缸空气 燃料比差异的第2反馈***， 同时进行反馈控制。并且，在催 化剂装置的上下游侧备有宽 带空气燃料比传感器和氧浓 度传感器，还备有计算燃料喷射修正量使宽带空气燃料比传感 器的检测空气燃料比与期望空气燃料比一致的自适应控制器， 同时根据氧浓度传感器的检测值，在催化剂窗口微小控制空气 燃料比。本发明装置能提高燃料喷射控制性能，动态地补偿空 气燃料比的变化，使空气燃料比瞬时地与期望值相吻合。

Description

内燃机的燃料喷射控制装置

[技术领域]

本发明涉及内燃机的燃料喷射控制装置，该装置进行反馈控制使空气燃料比收敛于期望空气燃料比，提高燃料喷射的控制性能，并且，提高催化装置的氧储存效果，使其达到更好的催化净化率。

[背景技术]

在内燃机的燃料喷射控制装置中，吸收各气缸的空气燃料比差异，并交替地进行将排气合流部的空气燃料比反馈到期望空气燃料比的控制，这样的技术已在日本专利公报特特公昭62-20365号中提出。

但是，上述现有技术中，各气缸的空气燃料比反馈修正系数的计算，不能与排气合流部的空气燃料比反馈修正系数的计算同时进行，所以，要分时地进行反馈。其结果，在进行各气缸的空气燃料比反馈时，排气***合流部的空气燃料比与期望值不相吻合，反之，在进行排气合流部的空气燃料比反馈时，各气缸的空气燃料比偏离期望值。

因此，本发明的目的，在于提供一种内燃机的燃料喷射控制装置，使其消除上述现有技术的缺点，根据检测的空气燃料比，同时算出各气缸空气燃料比反馈修正系数和排气合流部空气燃料比反馈修正系数，使各气缸的空气燃料比和排气合流部的空气燃料比都收敛于期望值。

另外，在内燃机的燃料喷射控制装置中，设在排气***的催化装置的净化率在理论空气燃料比附近达到最大，所以，在排气***中设置氧浓度传感器，对燃料喷射量进行反馈控制，使空气燃料比成为理论空气燃料比。这也是公知的。

关于这一点，近年来提出了这样的技术，即如日本专利公报特开平3-185244号中所记载的，在催化剂的上游配置第1氧浓度传感器(宽带空气燃料比传感器)，同时在下流配置第2氧浓度传感器(O₂传感器)，根据第2传感器的输出设定期望空气燃料比，使其在催化剂窗口有最适当的净化率，根据该期望空气燃料比和第1传感器的输出控制燃料喷射量。该现有技术中，将控制对象模型化，设置最适当的调节器，控制燃料喷射量。

但是，在上述特开平3-185244号记载的现有技术中，虽然用反馈控制使期望空气燃料比的变化跟踪期望值，但因不能跟踪因内燃机的老化或固体差异而引起的动态特性的变化，所以得不到最佳的控制性能。这是因为上述现有技术中，空气燃料比的状况未得到适应性地补偿的缘故。

因此，本发明的第2目的在于提供一种控制燃料喷射的内燃机燃料喷射控制装置，使其消除上述的缺点，通过适应性地补偿空气燃料比的变化，使空气燃料比瞬时地与根据第2空气燃料比检测手段的输出确定的期望值相吻合。

本发明的第3目的在于提供一种能使催化净化率进一步提高的内燃机的燃料喷射控制装置。

[发明的公开]

为了实现上述目的，本发明的内燃机的燃料喷射控制装置中，备有

a.空气燃料比检测装置，该空气燃料比检测装置设在内燃机的排气***内，用于检测内燃机排放的废气的空气燃料比；

b.第1空气燃料比修正系数计算装置，该第1空气燃料比修正系数计算装置根据上述空气燃料比检测装置检测出的检测空气燃料比，计算对供向上述内燃机的燃料喷射量进行修正的第1空气燃料比修正系数，以便用递推形式的控制器使上述内燃机的空气燃料比收敛于期望空气燃料比；

c.第2空气燃料比修正系数计算装置，该第2空气燃料比修正系数计算装置根据上述空气燃料比检测装置检测出的检测空气燃料比，计算对供到上述内燃机的燃料喷射量各气缸分别进行修正的各气缸的第2空气燃料比修正系数，以便使各气缸间的空气燃料比差异减少；

d.燃料喷射量确定装置，该燃料喷射量确定装置根据上述第1.第2空气燃料比修正系数计算装置算出的第1.第2空气燃料比修正系数，确定供给到上述内燃机的燃料喷射量。

另外，上述递推形式的控制器是适应性地计算第1空气燃料比修正系数，使内燃机的空气燃料比收敛于期望空气燃料比的自适应控制器。

另外，还备有

e.检测内燃机运转状态的运转状态检测装置；

f.第3空气燃料比修正系数计算装置，该第3空气燃料比修正系数计算装置用响应性能劣于上述递推形式控制器的第2控制器计算第3空气燃料比修正系数；

g.选择装置，该选择装置根据运转状态检测装置所检测出的内燃机运转状态，选择上述第3空气燃料比修正系数和上述第1空气燃料比修正系数中的任一个；上述燃料喷射量确定装置根据所选择的空气燃料比修正系数确定燃料喷射量。

另外，还备有空气燃料比推断装置，该空气燃料比推断装置设定描述内燃机排气***状况的模型，并输入上述空气燃料比检测装置所检测的检测空气燃料比，同时设定监测其内部状态的监测器，推断各气缸的空气燃料比；上述第2空气燃料比修正系数计算装置根据上述推定的各气缸的空气燃料比，计算上述第2空气燃料比修正系数。

另外，还备有检测内燃机运转状态的运转状态检测装置；上述空气燃料比推断装置根据运转状态检测装置检测出的运转状态，使空气燃料比检测装置的检测可按时间控制。

另外，还备有

j.在内燃机的排气***中设在上述空气燃料比检测装置下游侧的催化装置；

k.在内燃机的排气***中设在上述催化装置下游侧的，用于检测内燃机排放的废气空气燃料比的第2空气燃料比检测装置；

l.根据第2空气燃料比检测装置检测出的空气燃料比，修正期望空气燃料比的期望空气燃料比修正装置。

另外，上述催化装置具有多级催化剂床，同时上述第2空气燃料比检测装置配置在由多级所构成的催化剂床之间。

另外，还备有对于由第1、第2空气燃料比修正系数修正的燃料喷射量，根据被喷射的燃料的输送滞后，算出燃料滞后修正燃料喷射量的燃料输送滞后修正燃料喷射量计算装置，上述燃料喷射量确定装置根据上述燃料输送滞后修正燃料喷射量，修正燃料喷射量。

另外，计算应由第1、第2空气燃料比修正系数修正的燃料喷射量的燃料喷射量计算装置，包括对基于设在进气管上的节流阀的有效开口面积的吸入空气量进行修正的装置。

另外，本发明的燃料喷射量控制装置备有：

a.控制内燃机的燃料喷射量的燃料喷射量控制装置；

b.配置在内燃机排气***中的催化剂装置的上游。用于检测内燃机排放的废气的空气燃料比的第1空气燃料比检测装置；

c.计算燃料喷射修正量，使第1空气燃料比检测装置检测出的空气燃料比与期望空气燃料比一致的燃料喷射修正量计算装置；

d.配置在催化装置的下游侧。用于检测通过催化剂的废气之空气燃料比的第2空气燃料比检测装置；上述燃料喷射修正量计算装置备有：

e.计算燃料喷射修正量，使第1空气燃料比检测装置检测出的空气燃料比与期望空气燃料比一致的自适应控制器；

f.调节输入到自适应控制器的自适应参数的自适应参数调节装置；

g.根据第2空气燃料比检测手段检测出的空气燃料比，修正上述期望空气燃料比的修正装置。

另外，上述催化装置具有多级催化剂床，同时上述第2空气燃料比检测装置配置在由多级构成的催化剂床之间。

另外，滤波装置连接在第1空气燃料比检测装置上。

另外，滤波装置连接在第2空气燃料比检测装置上。

另外，上述滤波装置是低通滤波器。

[附图的简单说明]

图1是表示本发明的内燃机燃料喷射控制装置整体的概略图。

图2是表示图1中的排气回流装置详细结构的说明图。

图3是表示图1中的罐式过滤器详细结构的说明图。

图4是表示图1中的可变阀式调速装置的阀调速特性的说明图。

图5是表示图1中的第1催化装置和氧浓度传感器配置结构的说明图。

图6是表示图1中的控制单元详细结构的框图。

图7是表示图1中的氧浓度传感器的输出的说明图。

图8是表示本发明的内燃机燃料喷射控制装置的动作的功能框图。

图9是表示图8框图的基本燃料喷射量TiM-F计算过程的流程图。

图10是说明图9流程图的基本燃料喷射量TiM-F计算过程的框图。

图11是表示用流量系数等计算节流阀有效开口面积的方法的框图。

图12是表示在图11的计算中所用的系数的图表的特性的说明图。

图13是表示图9的流程图和图10的框图中所用正常运转状态时的燃料喷射量Timap的图表特性的说明图。

图14是表示图9的流程图和图10的框图中所用期望空气燃料比、具体地说是表示其基本值的图表特性的说明图。

图15是图9的流程图和图10框图的基本燃料喷射量TiM-F计算过程中，表示对节流阀有效开口面积的模拟结果的数据图。

图16是表示图9的流程图和图10框图的基本燃料喷射量TiM-F计算过程中的正常运转状态和过渡运转状态的说明图。

图17是表示图9的流程图和图10框图的基本燃料喷射量TiM-F计算过程中的节流阀开度与节流阀有效开口面积之间关系的说明图。

图18是说明修正图9流程图的基本燃料喷射量TiM-F计算过程的框图。

图19是表示图8框图的EGR修正系数计算中的排气回流率推断过程的流程图。

图20是表示排气回流率推断的基本算法的说明图，是表示相对于图19流程图的计算中所用排气回流率相对于提升量的气体量的特性的说明图。

图21是表示相对于排气回流阀提升指令值的实际提升和回流气体的滞后的说明图。

图22是图19流程图的计算所用的正常时排气回流率修正系数(基本排气回流率修正系数)的图特性的说明图。

图23是图19流程图的计算所用的提升指令值的图特性的说明图。

图24是表示图19流程图的燃料喷射修正系数计算过程的子程序流程图。

图25是表示图24流程图作业中所用环形缓冲器构造的说明图。

图26是表示图24流程图作业中所用等待时间τ的图特性的说明图。

图27是说明图24流程图作业的调速特性图。

图28是表示图8框图的罐式过滤修正系数计算过程的流程图。

图29是表示图8框图的期望空气燃料比和空气燃料比修正系数计算过程的流程图。

图30是表示图29流程图中的修正系数KETC的特性的说明图。

图31是表示多气缸内燃机的TDC与排气***合流部的空气燃料比之间关系的说明图。

图32是表示对实际空气燃料比的取样调速特性是否良好的说明图。

图33是表示在图8框图的Sel-V框的检测空气燃料比的取样的流程图。

图34是图8框图的监测器的说明图之一，是表示把先前申请中所述的LAF传感器检测动作模型化的框图。

图35是用周期ΔT将图34所示模型离散化了的模型。

图36是表示把空气燃料比传感器的检测动作模型化了的真实空气燃料比推定器的信号流图。

图37是表示模型的信号流图，该模型表示内燃机的排气***动作。

图38是用图37所示的模型对4气缸内燃机以3个气缸的空气燃料比为14.7∶1，1个气缸的空气燃料比为12.0∶1供给燃料时的数据图。

图39是表示给出图38所示输入时的图37模型的合流部空气燃料比的数据图。

图40是考虑了LAF传感器的响应滞后表示给出图38所示输入时的图37模型的合流部空气燃料比的数据与相同情况时的LAF传感器输出的实测值比较的数据图。

图41是表示一般的监测器的构造的信号流图。

图42是图8框图所示的监测器，表示先前申请中所用监测器结构的信号流图。

图43是表示将图37所示模型和图42所示监测器之组合结构的说明框图。

图44是表示在图8框图中的空气燃料比反馈控制的框图。

图45是表示在图33流程图中所用调速图特性的说明图。

图46是说明图45的特性，表示与机器转速和机器负荷相对应的传感器输出特性的说明图。

图47是说明在图33流程图中的取样动作的调速特性图。

图48是表示从燃料切断再重新供给燃料时的空气燃料比检测滞后的调速特性图。

图49是表示在图8框图中的反馈修正系数计算过程的流程图。

图50是功能性地表示图49流程图动作的框图。

图51是表示图49流程图的反馈修正系数计算作业的子程序流程图。

图52是表示图51流程图的反馈修正系数计算作业的同样的子程序流程图。

图53是说明图51流程图的一部分动作的调速特性图。

图54是图49流程图的输出燃料喷射量的进气管壁面附着修正的子程序流程图。

图55是表示图54流程图的计算中所用亲和率等的图表特性的说明图。

图56是表示图54流程图的计算中所用修正系数的图表特性的说明图。

图57是表示图54流程图的TWP(n)的计算过程的子程序流程图。

图58是表示本发明内燃机燃料喷射控制装置的另一实施例构成的框图。

[实施本发明的最佳形式]

下面，参照附图说明本发明内燃机燃料喷射控制装置的实施例。

图1是概略地表示该装置的整体图。

图中，标记10表示OHC直列4气缸内燃机。空气滤清器14配置在进气管12的前端，从空气滤清器14导入的空气由节流阀16调节其流量后，经过稳压腔18和进气直管20，通过2个进气阀(图未示)顺次流入第1至第4气缸。在各气缸的进气阀(图未示)附近设有用于喷射燃料的喷油嘴22。被喷射的燃料与进气成为一体形成混合气，该混合气由各气缸内图未示的火花塞点火而燃烧，驱动活塞(图未示)。

燃烧后的废气，通过2个排气阀(图未示)排出到排气直管24，经过排气管26被第1催化装置(三元催化剂)28和第2催化装置(三元催化剂)30净化后排出机器外。节流阀16与油门踏板(图未示)被机械地分离，通过步进电机M根据油门踏板的踏进量和运转状态控制节流阀的开度。在进气管12上，于节流阀16的配置位置附近，设有旁通该节流阀的旁通路32。

内燃机10内还设有使废气回流到进气侧的排气回流装置100。

如图2所示，排气回流装置100有一排气回流管121，该管121的一端121a与排气管26的第1催化装置28(图2中未示)的上游侧连通，另一端121b与进气管12的节流阀16(图2中未示)的下游侧连通。在该排气回流管121的中途，设有调节排气回流量的排气回流阀(回流气体控制阀)122和容积室121c。该排气回流阀122是具有电磁线圈122a的电磁阀，电磁线圈122a与后述的控制单元(ECU)34相连，由来自控制单元34的输出使该阀开度线性变化。在排气回流阀122上设有检测其开度的提升量传感器123，其输出送到控制单元34。

罐式过滤器200连接在内燃机10的进气***与油箱36之间。

如图3所示，罐式过滤器200由在密闭燃料箱36的上部和进气管12的节流阀16下游侧之间构成的蒸气供给通路221、内装有吸附剂的罐223以及过滤通路224构成。在蒸气供给通路221的途中安装着双向阀222，在过滤通路224的途中安装着过滤控制阀225、流量计226和HC浓度传感器227，流量计226用于检测包括流过过滤通路224的燃料蒸气的混合气流量，HC浓度传感器227用于检测该混合气中的HC浓度。过滤控制阀(电磁阀)225如后所述与控制单元34相连，根据来自控制单元34的信号进行控制，使开阀量呈线性变化。

该罐式过滤器，在燃料箱36内产生的燃料蒸气(燃料vapour)达到规定的设定量时，推开双向阀222的正压阀，流入罐223内，被吸附剂231吸附而储存起来。当过滤控制阀225以与来自控制单元34的开、关控制信号的占空度相应的开阀量打开时，暂时储存在罐223内的蒸气燃料在进气管12的负压作用下，与从空气取入口232吸入的空气一起经过过滤控制阀225被吸入进气管12，送往各气缸。当燃料箱36被空气等冷却，燃料箱内的负压增高时，双向阀222的负压阀打开，暂时储存在罐223内的蒸气燃料返回燃料箱36。

内燃机10还备有可变阀式调速装置300(图1中示为V/T)。可变阀式调速装置如日本专利公报特开平2-275043号中所记载的那样，根据机器转速Ne和进气压力Pb等运转状态，在图4所示的2种调速特性LoV/T、HiV/T之间切换机器的阀调速特性V/T。该可变阀式调速装置本身是公知的装置，所以其说明从略。另外，在该阀调速特性的切换中包括使2个进气阀中的一个停止的动作。

如图1所示，在内燃机10的分电器(图未示)内，设有检测活塞(图未示)曲轴角度位置的曲轴角传感器40，还设有检测节流阀16开度的节流阀开度传感器42和用绝对压力检测节流阀16下游进气压力Pb的绝对压力传感器44。另外，在内燃机10的适当位置上还设有检测大气压Pa的大气压力传感器46，在节流阀16上游侧设有检测进气温度的进气温度传感器48，在机器的适当位置设有检测机器冷却水温度的水温传感器50。另外，回设有阀调速(V/T)传感器52(图1中未示)，该阀调速传感器52通过油压检测可变阀调速装置300的选择阀调速特性。

在排气***中，在排气直管24的下游侧、第1催化装置28上游侧的排气***合流部，设有宽带空气燃料比传感器54，作为第1空气燃料比检测装置在其下游侧，设有氧浓度传感器56，作为第2空气燃料比检测装置。这里，第1催化装置28的容量为1升，第2催化装置30的容量为1.7升。考虑到催化装置的净化性能、温升特性，这些催化装置28、30的容量分别被设定为最适当的容量。

如图5所示，第1催化装置28由多级(图中是2级)催化剂床(CAT床)(载体)构成，可采用氧浓度传感器56配置在第1和第2CAT床之间的结构形式。这种情况时，假设第1CAT床的容量为1升，第2CAT床的容量也是1升。其结果，图5所示的第1催化装置28整体有2升的容量。但因把氧浓度传感器设在上述位置，实际上与把氧浓度传感器设在容量为1升的催化装置的下游是一样的，其输出转换时间要比设在容量为2升的催化装置的下游时短。因此，根据该氧浓度传感器56的输出，如后述的那样进行在催化剂窗口的空气燃料比的微小控制(本说明书中将其称为“MID氧控制”)时，可提高该控制精度。

宽带空气燃料比传感器54的下级上连接着滤波器58。氧浓度传感器56的下级上也连接着第2滤波器60。这些传感器的输出和滤波器的输出被送到控制单元34。

图6是表示控制单元34的详细结构的框图。宽带空气燃料比传感器54的输出进入第1检测电路62，在那里进行适当的线性化处理后输出检测信号(下面把该宽带空气燃料比传感器称为“LAF”)，该检测信号是在从稀薄到稠密的很大范围内，与废气的氧浓度成正比的线性特性构成的。另外，氧浓度传感器56的输出进入第2检测电路64，如图7所示，输出表示供给内燃机10的混合气的空气燃料比相对于理论空气燃料比(λ＝1)是贫乏还是稠密的检测信号。

第1检测电路62的输出，通过多路转换器66和A/D转换电路68进入CPU内。CPU备有CPU芯片70、ROM72、RAM74，第1检测电路62的输出于每一预定曲轴角度(例如15度)更清楚地由A/D转换后依次储存到RAM74内的一个缓冲器内。如后述图47所示，12个缓冲器带有0至11的编号。第2检测电路64的输出和节流阀开度传感器42等的模拟输出也同样地通过多路转换器66和A/D转换电路68进入CPU，存在RAM74内。

曲轴角传感器40的输出在波形整形电路76整形后，其输出值由计数器78计数，计数值输入到CPU。在CPU中，CPU芯片70按照存在ROM72内的指令，如后述那样计算控制值，通过驱动电路82驱动各气缸的喷油嘴22。CPU70通过驱动电路84、86、88驱动电磁阀90(调节2次风量的旁通路32的开闭)、上述排气回流控制用电磁阀122和罐式过滤控制用电磁阀225。启闭传感器123、流量计226和HC浓度传感器227未在图6中示出。

图8是说明本实施例燃料喷射控制装置动作的功能框图。

如图所示，在本实施例的燃料喷射控制装置中，备有根据单一LAF传感器54的输出推断各气缸空气燃料比的监测器(图中表示为OBSV)，还备有通过滤波器92输入LAF传感器54的输出的自适应控制器(自动调谐调节器型自适应控制器，图中表示为STR)。

氧浓度传感器56的输出V_o＝M通过滤波器60输入到期望空气燃料比修正块中(图中表示为KCMD修正)，根据它与氧浓度传感器的期望值(VrefM)之差，可求出期望空气燃料比修正系数KCMDM。另一方面，如后所述，根据节流阀有效开口面积的变化，可算出基本燃料喷射量TiM-F。基本燃料喷射量TiM-F乘以(图中用乘号表示)期望空气燃料比修正系数KCMDM和另一修正系数KTOTAL(该修正系数KTOTAL包括EGR和罐式过滤修正系数等)，将其修正，求得要求燃料喷射量Tcyl。

修正后的期望空气燃料比KCMD输入到自适应控制器STR和PID控制器(图中表示为PID)，如后所述，根据与LAF传感器的输出之差，求算反馈修正系数KSTR和KLAF，通过切换开关(图中表示为切换SW)根据运转状态，其中的任意一个系数乘以要求燃料喷射量Tcyl，求得输出燃料喷射量Tout。输出燃料喷射量Tout如后述的那样经附着修正后，供给内燃机10。

即，根据上述LAF传感器54的输出，空气燃料比被控制在期望空气燃料比，在所谓催化剂窗口附近上述的MID氧应该被控制在接近目标值。即，催化装置的作用是，当较稀薄的废气通过时，具有储存氧的效果，但是，当催化装置中氧饱和时，因净化效率降低，这时需要供给较稠密的废气，使氧释放出来。当氧释放完了时，再送入较稀薄的废气，反复进行该动作，能使催化装置的净化效率达到最大。MID氧控制就是为此目的。

在MID氧控制中，为了进一步提高净化效率，必须在催化装置后的氧浓度传感器56的输出转换后，在尽可能短的时间内，使催化装置前的空气燃料比与期望空气燃料比一致。即，必须使检测空气燃料比KACT成为期望空气燃料比KCMD。如果仅将期望空气燃料比修正系数KCMDM乘以在反馈***中所计算的燃料喷射量，则由于机器有响应滞后，期望空气燃料比KCMD将成为不着边际的检测空气燃料比KACT。

为了解决该问题，根据期望空气燃料比KCMD动态地对检测空气燃料比KACT的响应进行补偿。具体地说，是乘以动态地补偿了期望空气燃料比KCMD的修正系数KSTR(自适应控制器STR输出)。这样，检测空气燃料比KACT迅速地向期望空气燃料比KCMD收敛，能提高催化净化效率。另外，在本说明书中，期望空气燃料比KCMD和实际值(检测值)KACT都以当量比表示，即，以Mst/M＝1/λ表示(MsT：理论空气燃料比，M＝A/F(A：空气消耗量，F：燃料消耗量)，λ：空气过剩率)。

下面对滤波器进行补充说明。

图示装置，是由用单一传感器的输出、并列地备有若干控制方式的多重反馈控制***构成的。具体地说，是将多重反馈控制和若干控制方法进行切换的结构，所以，根据控制方式设定滤波器的频率特性。

具体地说，LAF传感器54的输出要得到100％的响应需400毫秒的时间。但是，在该原始输出中高频成分的噪音多，控制性能恶化。如果使其通过500Hz的低通滤波器，则能除去有害的高频成分噪音，并且几乎不产生响应特性的恶化。因此，把滤波器频率降至4HZ时，能进一步大幅度地降低高频噪音。另外，100％响应所要的时间也稳定，但是，这时的响应特性与未通过滤波器及通过500Hz的低通滤波器的情况相比，多少要慢一些，所以对于100％的响应需要约400毫秒以上的时间。

鉴于上述，在本实施例中，滤波器58是具有500Hz截止频率特性的低通滤波器，并且向监测器的输入中，直接利用500Hz的低通滤波器58的输出。这是因为下述的原因，即，监测器本身不进行使检测空气燃料比KACT向期望空气燃料比KCMD收敛的控制，而是根据监测器推断的各气缸的空气燃料比，由PID控制器吸收各气缸间空气燃料比的差异，所以，即使传感器的响应时间不太稳调速特性，也不会对推断结果带来很大影响，响应时间短更能提高控制性能。

另一方面，连接在自适应控制器STR输入前的滤波器92(仅在图8中表示)是具有4Hz截止频率特性的低通滤波器。即，象STR那样进行无差拍控制的控制器，对检测出的空气燃料比忠实地补偿其滞后，所以当检测空气燃料比的噪音和响应时间变化时，将影响控制性能本身。为此，滤波器92是采用的具有4Hz截止频率特性的低通滤波器。另外，连接在PID控制器的输入前的滤波器93重视响应时间，其截止频率特性与滤波器92相同或更高，在本实施例中是200Hz。另外，与氧浓度传感器56连接的滤波器60，是采用具有1600Hz截止频率特性的低通滤波器，因为在氧浓度传感器特性方面，其响应时间比LAF传感器的响应时间高很多。

下面，参照图8框图说明本发明装置的动作。

先算出基本燃料喷射量TiM-F。

如前所述，可以根据节流阀的有效开口面积的变化，使其在包括过渡运转状态的全部运转状态中，确定最适当的基本(要求)燃料喷射量。

图9是表示基本燃料喷射量TiM-F计算过程的流程图。图10是说明图9流程计算的框图。在参照该图说明之前，运用作为该方法前提的流体力学模型的设想，依据逼近模型的方法。对推断通过节流阀的空气量和流入气缸空气量的方法进行描述。其详细内容已在本申请人曾提出的日本专利公报特愿平6-197238号中记载，下面仅简单说明。

即，如图11示，按照预先设定的特性，根据节流阀开度θTH求节流阀的投影面积(朝进气管长度方向的节流阀的投影面积)S。另一方面，如图12所示，按照预先设定的别的特性，求与节流阀开度θTH和进气压力Pb有关的系数C(流量系数α和气体膨胀修正系数ε之积)，将C、S两者相乘求得节流阀的有效开口面积A。另外，在所谓的节流阀全开区域，由于节流阀不节流，所以在每种机器转速求出节流阀的全开区域作为节流阀开度的临界值，当检测的节流阀开度超过它时，把临界值作为节流阀开度。另外，对此进行气压修正，其说明从略。

接着，用基于气体状态方程式的式1求腔内空气量Gb，根据腔压力变化ΔP用式2求本次腔内充填的空气量ΔGb。假设本次充填在腔内的空气量不被吸入气缸燃烧室内，则每单位时间ΔT的气缸吸入空气量Gc可表示为式3所示。另外，这里所述的“腔”是指不仅相当于稳压箱的部分，而且还包括从节流阀下游到进气口之间的所有部分。另外，“腔”还表示实际作为腔起作用的有效容积。在本说明书中，k表示离散***中的取样时刻。 $\mathrm{Gb}\left(k\right)=\frac{V}{\mathrm{RT}}\·P\left(k\right)$                                                     ···式1其中，V：腔室体积    T：空气温度

  R：气体常数    P：腔室压力 $\mathrm{\ΔGb}=\mathrm{Gb}\left(k\right)-\mathrm{Gb}(k-1)=\frac{V}{\mathrm{RT}}\·(P\left(k\right)-P(k-1))$ $=\frac{V}{\mathrm{RT}}\·\mathrm{\ΔP}\left(k\right)$                                                     ···式2

             Gc＝Gth·ΔT-ΔGb                   ··式3

用所谓的速度密度方式预先设定机器正常运转状态时的燃料喷射量Timap，并将其作成图表存到上述ROM72内(图13表示该图表的特性)，以便根据机器转速Ne和进气压力Pb能够查出燃料喷射量Timap。由于燃料喷射量Timap根据期望空气燃料比进行修正，该期望空气燃料比是根据机器转速Ne和进气压力Pb而决定的，图14表示其特性，如图14所示，期望空气燃料比KCMD、更具体地说是其基本值KBS也作成了图表预先存在ROM72内，以便根据机器转速Ne和进气压力Pb就可以自由检索。但是，用期望空气燃料比进行的燃料喷射量Timap的修正与MID氧控制是有关系的，所以，在这里不进行修正。关于用包括MID氧控制的期望空气燃料比进行的修正将在后面说明。燃料喷射量Timap是直接以喷油嘴22的开阀时间为单位设定的。

查图得到的燃料喷射量Timap和前述通过节流阀的空气量Gth之间的关系是，在正常运转状态的某个条件下(由机器转速Ne1和进气压力Pb1确定)，通过查图确定的燃料喷射量Timap1如式4所示。

     Timap1＝TABLE(Ne1，Pb1)    ···式4

这里，根据节流阀的有效开口面积的变化，从正常时的通过节流阀的空气量可测定出过渡运转状态时的通过节流阀的空气量。具体地说，可以通过采用正常时的节流阀有效开口面积和过渡时的节流阀有效开口面积的比来测定。关于该内容已在上述特愿平6-197238号中详细描述。

即，设现在的节流阀有效开口面积为A，设正常运转状态的节流阀有效开口面积为A1，则考虑正常运转状态的节流阀有效开口面积A1是否能作为现在的节流阀有效开口面积A的1次滞后来把握，通过模拟得到验证，结论是肯定的。如图15所示，可以确认这一点。即，如果把A的1次滞后称为“A DELAY”，则A1和A DELAY几乎为同样的值。因此，用流体力学模型的设想方法逼近该模型时，用A/“其1次滞后”即可。如图16所示，在过渡运转状态，节流阀打开的瞬间，由于节流阀前后的压差很大，通过节流阀的空气量一下子流过该阀，随后渐渐地减少到正常运转状态的量，可以用比率A/A DELAY来表示该过渡运转状态的通过节流阀的空气量Gth。该比率如图17下部所示，在正常运转状态时统一地为1。以下将该比率称为“RATIO-A”。

再看节流阀的有效开口面积和节流阀开度θTH的关系。有效开口面积与节流阀开度是密切相关的，所以如图17所示，有效面积应该是随着节流阀的开度变化而变化。如果是这样的，则上述的节流阀开度的1次滞后值，从现象上看应该与有效开口面积的1次滞后是等价的。因此，如图10所示，根据节流阀开度的1次滞后值算出有效开口面积(1次滞后值)A DELAY(图10中，(1-B)/(Z-B)是离散***的传递函数，表示1次滞后)。

即，按照预先设定的特性，根据节流阀开度θTH求节流阀投影面积S，并按照图12所示特性，根据节流阀开度1次滞后值θTH-D和进气压力Pb求系数C，再求S、C两者的积，算出有效开口面积(1次滞后值)A DELAY。另外，为了消除腔充填空气量ΔGb的相对于吸入空气量的响应滞后，也采用值ΔGb的1次滞后。

经进一步研究，发现不必分别求出通过节流阀的空气量Gth和腔充填空气量Gb，从通过节流阀的空气量Gth算出腔充填空气量Gb，气缸进气量Gc只要从通过节流阀的空气量Gth就可求得。这样，结构简单，计算量也可减少。即，在式1中每单位时间ΔT的气缸进气量Gc可表示为式5，它相当于式6和式7。以传递函数形式表示式6和式7时，可导出式8。即如式8所示，进气量Gc可从通过节流阀的空气量Gth的1次滞后值求出。将其表示为框图时，则成为图18。另外，在图18中的传递函数与图18中的传递函数不同，为了以示区别，图18中的传递函数(1-B′)/(Z-B′)是带“′”的。

Gc(k)＝Gth(k)－Gb(k－1)                    ···式5

Gc(k)＝α·Gth(k)＋β·Gb(k－1)            ···式6

Gb(k)＝(1－α)·Gth(k)＋(1－β)·Gb(k－1)  ···式7 $\mathrm{Gc}\left(z\right)=\frac{\mathrm{\α}\·z-(\mathrm{\α}-\mathrm{\β})}{z-(1-\mathrm{\β})}\mathrm{Gth}\left(z\right)$                                            ···式8因此，基本燃料喷射量TiM-F用下式计算：

TiM-F＝查图得到的燃料喷射量TiM×实际节流阀有效开口

       面积/根据进气压力Pb和节流阀开度的1次滞后值

       θTH-D求得的节流阀有效开口面积

     ＝查图得到的燃料喷射量TiM×RATIO-A

以上述为前提，参照图9流程图说明本控制装置的动作。

先在S10读入检测出的机器转速Ne、进气压力Pb、节流阀开度θTH、大气压Pa、机器冷却水温Tw等。节流阀开度θTH采用在机器惰转运转状态下标定节流阀全闭开度，将该标定值作为基准检测出的值。

接着进入S12，判定机器是否转动曲轴(始动)，如果判定为否定，进入S14，判定是否切断燃料，如果同样判定为否定，进入S16，根据机器转速Ne和进气压力Pb查存在ROM72中的图表(图13表示该图表的特性)求出燃料喷射量TiM(正常运转状态时的燃料喷射量Timap)。另外，求得的燃料喷射量TiM随后还应根据需要进行适当的气压修正等，该修正本身不是本发明的要点，故其详细说明从略。接着进入S18，计算检测的节流阀开度的1次滞后值θTH-D。

接着进入S22，根据节流阀开度θTH和进气压力Pb计算现在的节流阀有效开口面积A。然后进入S24，根据节流阀开度1次滞后值θTH和进气压力Pb计算节流阀的有效开口面积的1次滞后值A DELAY。

然后进入S26，用下式算出RATIO-A。

RATIO-A＝(A＋A BYPASS)/(A＋A BYPASS)DELAY而且，值A BYPASS表示不经过节流阀16而是从旁通路32等进入燃烧室的空气量(图10中表示为“提升量”)，为了准确地确定燃料喷射量，也必须考虑该空气量，所以，按照预定的特性将与其对应的值换算为节流阀开度A BYPASS求出，再加上有效开口面积A，求其和(A＋ABYPASS)与其1次近似值(称为“(A＋A BYPASS)DELAY″)的比，将其作为RATIO-A。

由于值A BYPASS加在分子、分母双方上，所以，未通过节流阀进入燃烧室的空气量的测量即使有错误，对所确定的燃料喷射量的影响也小。接着进入S28，将RATIO-A乘以燃料喷射量TiM，算出与通过节流阀的空气量相当的基本燃料喷射量TiM-F。如果在S12判定为曲轴正在转动时，则进入S30，根据水温Tw查预定的图表(图未示)，算出曲轴转动时的燃料喷射量Ticr，在S32用起动模型公式(说明从略)确定燃料喷射量TiM-F，在S14判定为燃料切断时，则进入S34，将燃料喷射量TiM设为零。

上述基本燃料喷射量TiM-F的计算方法，可以用简单的算法表现从正常运转状态到过渡运转状态的所有情况，可以通过查图确保正常运转状态时的燃料喷射量在一定范围内，同时，不需要复杂的计算就能最恰当地确定燃料喷射量。而且，在正常运转状态和过渡运转状态不需要转换模型，用1个公式就能表现全部的运转状态，所以，不会产生一般在切换点附近所见到的那种控制不连续的现象。另外，还能很好地表现空气的活动状况，可提高控制性能和控制精度。

回到图8框图，计算包括EGR修正系数KEGR、罐式过滤修正系数KPUG的各种修正系数KTOLAL。

先说明EGR修正系数。

在控制内燃机的燃料喷射量时，排气回流量会成为干扰因素，所以必须高精度地推断排气回流率和排气回流量。这里所述的“排气回流率”是指废气与进气的体积比或重量比。

图19是说明推断排气回流率过程的流程图。

在说明该图之前，先参照图20等说明本实施例中的排气回流率推断过程的算法。

从阀本身看，通过排气回流阀的气体量是由阀的开口面积和阀前后的压力比确定的，也就是由流量特性(设计因素)确定的。即，上述气体量是由阀的开口面积(即提升量)以及上下游压力比确定的。如图20所示，一般认为在实际机器上也通过求阀的提升量、大气压Pa与进气管12的进气压力Pb之比，在某种程度上可推断回流气体量(实际上，流量特性因排气压力和排气温度的不同而有些变化，但如后所述，一般认为通过采用气体量比例法，该特性的变化能在很大程度上被吸收)。

因此，先着眼于该点，根据流量特性求回流率。另外，本实施例中之所以根据提升量来求开口面积，是因为所使用的阀是提升量与开口面积对应的阀。因此，当使用线性电磁线圈等其他结构的阀时，要根据其他参数求开口面积。

在回流率中，有正常时的回流率和过渡时的回流率两种，其中，所谓正常时的回流率是指提升指令值与实际提升值相等状态时的值；所谓过渡时的回流率是指如图21所示的、提升指令值不等于实际提升值状态时的值。本发明涉及的算法中，如图20所示，过渡时的差异是因偏离了与回流率相对应的气体量比例和正常时的回流率而产生的。

具体地说，在正常时，

提升指令值＝实际提升值、气体量比例＝1

即，回流率＝正常时的回流率

在过渡时，

提升指令值≠实际提升值、气体量比例≠1

即，

回流率＝正常时的回流率(查图值)×气体量比例。

这样，通过将两个气体量的比例乘以正常时的回流率，就可求得流入燃烧室内净回流率，若用公式表示，则如下式。

净回流率＝(正常时的回流率)×(根据实际提升量和阀前后压力比求得的气体量QACT)/(根据提升指令值和阀前后压力比求得的气体量QCMD)

式中，正常时的回流率是通过先求回流率修正系数，再用1减去该回流率修正系数而求得的。即，若把正常时的回流率修正系数表示为KEGRMAP，则

正常时的回流率＝(1－KEGRMAP)。

另外，在本说明书中，把正常时的回流率或正常时的回流率修正系数也称为基本排气回流率或基本排气回流率修正系数。正常时的回流率修正系数KEGRMAP是根据机器转速Ne和进气压力Pb预先实验求得的，并如图22所示那样地以图的形式预先设定，查图便可求得该修正系数KEGRMAP。

但是在排气回流控制中，虽然根据机器转速和机器负荷等确定排气回流阀的提升指令值，但如图21所示，实际提升值(提升检测值)相对于指令值有滞后。另外，与该开阀动作相应地，回流气体向燃烧室的流入也有滞后。

因此，本申请人在先前的日本专利公报特愿平6-100557号中，揭示了用上述式、即净回流率＝(正常时的回流率)×(根据实际提升量和阀前后压力比求得的气体量QACT)/(根据提升指令值和阀前后压力比求得的气体量QCMD)，求净回流率的方法，其中，回流气体的流入滞后采用了1次滞后的考虑方法。这里，如果采用等待时间的考虑方法，则通过了排气回流阀的回流气体在某等待时间经过后可以被认为一次进入燃烧室。因此，在每个预定的周期算出上述的净回流率并存到储存手段内，同时，用相当于等待时间的过去的周期的计算值作为实际流入燃烧室的废气的回流率。

下面，参照图19流程图说明本实施例装置的动作。该程序在各TDC位置起动。

先在S200读入机器转速Ne、进气压力Pb、大气压Pa、实际提升量LACT(提升传感器123的输出)等，进入S202，根据机器转速Ne和进气压力Pb检索提升指令值LCMD。这里，提升指令值LCMD是通过查如图23所示的预先确定特性并设定了的图而求出的。

接着进入S204，根据机器转速Ne和进气压力Pb查上述图22所示的图，查出基本排气回流率修正系数KEGRMAP。然后进入S206，确认检测出的实际提升量LACT不为零，即，确认排气回流阀122是开阀状态后进入S208，将检索出的提升指令值LCMD与规定的下限值LCMDLL(微小值)进行比较。

如果在S208判定为检索值大于下限值时，进入S210，求进气压力Pb与大气压Pa的比Pb/Pa，根据该比值和检索得到的提升指令值LCMD，检索将图20所示特性图表化了的图(图未示)，求出气体量QCMD。这就是前面公式中所说的“根据提升指令值和前后压力比求出的气体量”。

接着进入S212，根据检测出的实际提升量LACT和同样的比Pb/Pa，同样地检索将图20所示特性图表化了的图(图未示)，求出气体量QACT。这相当于前面公式中所说的“根据实际提升值和阀前后压力比求出的气体量”。

接着，进入S214，用1减去检索到的基本排气回流率修正系数KEGRMAP，将得到的值作为正常回流率(基本排气回流率或正常时的回流率)。这里，如前所述，正常时的回流率是指排气回流动作稳调速特性的回流率，即，排气回流动作不是在开始或停止等过渡状态时的回流率。

接着进入S216，如图所示，用正常回流率乘以值QACT与QCMD的比QACT/QCMD求出净回流率。再进入S218，计算对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN。图24是表示该过程的子程序流程图。

如图24所示，在S300，用1减去净回流率(在图19的S216所求得的值)，将所得之值作为对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN。进入S302，把计算求得的、对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN存入环形缓冲器内。图25是表示该环形缓冲器结构的说明图，设在控制单元34的RAM74内。如图所示，环形缓冲器有n个地址，各地址带有0至n的编号。每当图19(和图24)流程在TDC起动并且算出燃料喷射修正系数KEGRN时，在图中从上方依次储存(更新)于缓冲器内。

接着进入S304，根据检测的机器转速Ne和机器负荷、例如进气压力Pb查图检索等待时间τ。图26是表示其特性的说明图。即，上述等待时间是通过排气回流阀的回流气体流入燃料室之前的滞后时间，它因机器转速和机器负荷、例如进气压力等的不同而不同。这里，等待时间τ具体是由上述的缓冲器编号表示的。

接着进入S306，根据检索到的等待时间τ(具体地说是缓冲器编号)，读出存在相当于等待时间的地址内的计算值(对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN)。即如图27所示，当现在时刻为A时，例如选择提早12个控制循环的计算值，将其作为对本次控制循环排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN。

从排气回流阀的动作看此程序，对于提早12个控制循环的排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN为1.0，这意味着排气回流阀被关闭。然后，对于排气回流率的燃料喷射修正系数渐渐减小，例如为0.99、0.98等，换言之，排气回流阀被打开并到达现在时刻A的位置，图中所示例中，在现在时刻，判定为回流气体还未流入燃烧室，因此，不进行燃料喷射的减少修正。

同时，用对于所确定排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN修正燃料喷射量。该燃料喷射量的修正如后述那样进行，即，将根据机器转速和机器负荷求得的基本燃料喷射量TiM-F乘以对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN，求出要求燃料喷射量Tcyl。

在图19的流程图中，当S206判定为实际提升量LACT为零时，虽然不进行排气回流，但由于对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN是根据等待时间τ经过后的值确定的，所以经过S220进入S214以下各步骤，计算净回流率和对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN。这时，在S216净回流率被确定为0，在图24的S300对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN被确定为1.0。

当S208判定为提升指令值LCMD小于或等于下限值LCMDLL时，进入S222，提升指令值LCMD保持前次值LCMDk－1(为简化起见，在本次值上未标注k)。

这是因为，从执行排气回流的区域移向不执行排气回流的区域时，提升指令值LCMD即使成为零，由于排气回流阀122的动态特性存在滞后，实际提升值LACT并不立即变为零，所以，提升指令值LCMD小于或等于下限值(阈值)LCMDLL时，把提升指令值LCMD保持在前次值LCMDk－1(前次控制循环时k－1时的值)。该前次值一直保持到确认在S206实际提升值LACT为零时为止。

另外，当提升指令值LCMD小于或等于下限值LCMDLL时，也有提升值LCMD为零的情形，这时，在S210的QCMD检索值也为零，在S216的计算中零为除数，而使计算成为不可能。但是如上所述，通过保持前次值，就不会产生不可能计算的情形。另外，下限值LCMDLL是很小的值，也可以为零。

接着进入S224，把基本排气回流率修正系数KEGRMAP的图检索值(在S204检索)置换为前次检索值KEGRMAPk－1。这是因为，在S202检索的提升指令值LCND被判定为在下限值以下的运转状态下，在S204检索的基本排气回流率修正系数KEGRMAP在本实施例中设定为1，所以在S214的计算中，正常回流率有可能为0的缘故。

如上所述，根据检测的机器转速和机器负荷、例如进气压力以及排气回流阀的动作状态，在每个计算周期算出通过排气回流阀流入燃烧室的废气净回流率，根据该净回流率在每个计算周期依次算出对于排气回流率的燃料喷射修正系数并储存起来，同时，求出废气通过排气回流阀流入燃烧室之前的等待时间，选择相当于等待时间的计算周期的计算值，将其作为在现行计算周期内的对于排气回流率的燃料喷射修正系数，所以，可尽量减少复杂的计算和不确定的计算因素，不仅结构简单，而且能高精度地求得流入燃烧室的废气的回流率，可高精度地修正燃料喷射量。另外，上述中，也可以将净回流率代替KEGRN存入环形缓冲器内，另外，也可以将等待时间τ作为固定值。其详细内容已在本申请人先前提出的日本专利公报特愿平6-294014号中记载，所以省略其更为详细的说明。

下面，对罐式过滤修正系数KPUG(与过滤质量相应)进行说明。

在进行罐式过滤时，含燃料成分的气体从罐223被吸引到进气***，所以空气燃料比偏移至稠密侧，该偏移以后由反馈***修正。但是，在进行罐式过滤时，由于预想到空气燃料比会向稠密侧偏移，如果把相应于过滤质量的减量修正量作为KPUG预先进行修正，则反馈***的修正量会减少，即，反馈***的负荷减少，从而提高抵抗干扰的稳定性和跟踪性能。

在修正方法方面，一般考虑的是根据流入的罐式过滤器流量和浓度计算罐式过滤中的燃料量的方法，或根据空气燃料比传感器相对于期望空气燃料比的偏差求与过滤质量相对应的修正系数KPUG的方法。下面，说明用上述方法计算罐式过滤修正系数KPUG的例子。

图28是表示该计算方法的流程图。

先在S400通过流量计226检测罐式过滤器的流量，在S402通过HC浓度传感器227检测其浓度。接着在S404，根据检测的流量和浓度，计算由罐式过滤器确定的流入燃料量(质量)。进入S406，把算出的流入燃料量变换为汽油燃料量。即，罐式过滤器中的燃料成分几乎都是汽油的轻质成分丁烷。丁烷和汽油的理论空气燃料比不同，所以这里要变换为相当于汽油当量。接着进入S408，用上述检索图得到的燃料喷射量TiM乘以期望空气燃料比求气缸进气量Gc，根据该进气量和变换成的汽油量，算出与过滤质量相应的修正系数KPUG。

另外，关于过滤控制阀225的控制，用图未示的程序进行，使其根据预定的机器转速和机器负荷等运转状态，满足期望罐式过滤量。另外，在罐式过滤未执行时，与过滤质量相应的修正系数KPUG当然为1。

上述中，先设定相应于期望过滤质量的修正系数KOUG例如为0.95，也可以控制过滤控制阀使其与该值相吻合。另外，如上所述，也可以根据空气燃料比传感器相对于期望空气燃料比的偏差求相应于过滤质量的修正系数KPUG。另外，气缸进气量Gc也可以根据机器转速和机器负荷作为图检索值预先设定。另外，也可以从要求燃料喷射量Tcyl中减去在S400求得的汽油燃料量。

在修正系数KTOTALk中，有水温确定的修正系数和进气温度确定的修正系数，这些都是公知的，故其说明从略。将各个对于排气回流率的燃料喷射修正系数KEGRN、相应于过滤质量的KPUG等加起来成为KTOTAL，再乘以基本燃料喷射量TiM-F，对其进行修正。

接着计算期望空气燃料比KCMD和期望空气燃料比修正系数KCMDM。

图29是表示该计算过程的流程图。

先在S500检索上述的基本值KBS。它是根据机器转速Ne和进气压力Pb检索图14所示的图表求得的。该图表中也包括惰转时的基本值。另外，在机器低负荷时使向机器供给的空气燃料比增大(当量比减小)、使燃料费提高的所谓稀薄燃烧机器中，也包括稀薄燃烧用的基本值。

接着进入S502，参照适当的计时值，判定机器起动后的稀薄燃烧控制是否正在执行。由于在本实施例的内燃机10内设有可变阀式调速装置，所以，通过使两个进气阀中的一个停止动作，在起动后的规定期间进行稀薄燃烧控制，该稀薄燃料控制是把期望空气燃料比设定在比理论空气燃料比稍稀薄一侧。即，在起动后的催化装置还未起作用之前，通过使空气燃料比稠密化，可以避免HC增加。

通常的具有2个进气阀的机器，如上述那样地机器起动后，如果把期望空气燃料比设定在稀薄侧，则机器的燃烧不稳定，有时甚至会引起着火。但是，本实施例的具有可变阀式调速装置的机器中，通过使两个进气阀中的一个停止，进入燃烧室内的空气可以产生称为涡流的旋涡，即使在机器刚刚起动时也能得到稳定的燃烧，起动开始后空气燃料比也能稀薄化。因此，根据计时值判定是否在机器起动后的稀薄燃烧期间内，据此算出稀薄修正系数。当在稀薄燃烧控制期间时，该值例如为0.89，当不在稀薄燃烧控制期间时，该值为1.0。

接着进入S504，判定节流阀开度是否为全开(WOT)，根据判定结果算出全开增量修正值。再进入S560，判定水温Tw是否高，根据判定结果计算增量修正系数KTWOT。该值中也包括高水温时用于保护机器的修正系数。

接着进入S508，将基本值KBS乘以求得的修正系数，修正基本值KBS，并确定期望空气燃料比KCMD。该期望空气燃料比是这样确定的：根据修正后的基本值KBS，如图7所示，在理论空气燃料比附近氧浓度传感器56的输出具有线性特性的范围(纵轴上用虚线表示)内，设定用于空气燃料比微小控制(上述的MIDO₂控制)的窗口(以下称为DKCMD-OFFSET)，将该窗口值DKCMD-OFFSET加上修正后的基本值KBS。即，期望空气燃料比KCMD用下式确定：

KCMD＝KBS+DKCMD-OFFSET

接着进入S510，对所求得的期望空气燃料比KCMD(k)(k：时刻)限定范围。再进入S512，判定所算出的期望空气燃料比KCMD(k)是否为1或近于1的值。如果判定为肯定，进入S514，判定氧浓度传感器56是否被启动。该判定是由图未示的另一例行程序执行，是通过检测氧浓度传感器56的输出电压的变化进行的。再进入S516，计算MIDO₂控制用的DKCMD。该计算意味着在位于第1催化装置28下游(在图5所示的催化装置28的情况下，为第ICAT床的下游)的氧浓度传感器56输出时使位于上游的LAF传感器54的期望空气燃料比KAMD(k)为可变的。其详细内容如图7所示，是用PID控制法则对规定的比较电压VrefM和氧浓度传感器56的输出电压VO₂M的偏差算出值DKCMD。另外，比较电压VrefM根据大气压Pa、水温Tw、排气体积(可从机器转速Ne和进气压力Pb求出)等求出。

另外，上述的窗口值DKCMD-OFFSET是为了第1、第2催化剂装置28、30保持最适当净化率而加的补偿值。该值依催化剂装置的特性而异，所以考虑图示例的第1催化剂装置28的特性确定。另外，该值也随催化剂的老化而变化，所以，用值DKCMD的每次计算值由加权平均而获得。具体地说该值是用下式求算：

    DKCMD-OFFSET(k)＝W×DKCMD＋(1－W)×DKCMD-OFFSET(k－1)

式中，

W：加权系数，k：时刻。即，用值DKCMD-OFFSET的前次算出值学习计算期望空气燃料比KCMD，可以不受老化的影响，能反馈控制得到净化率为最适当的空气燃料比。该学习控制也可根据机器转数Ne和进气压力Pb等将运转状态分成一个个区域分别进行。

接着进入S518，加上算出的值DKCMD(k)更新期望空气燃料比KCMD(k)，再进入S520，用期望空气燃料比KCMD(k)检索图30表示其特性的图表，求出修正系数KETC。这是为了补偿因气化热而造成的吸入空气充填效率的差异。具体地说，是用求得的修正系数KETC如图示地修正KCMD(k)，算出期望空气燃料比修正系数KCMDM(k)。即，在该控制中用当量比表示期望空气燃料比，并且将对其进行了充填效率修正后的值KCMDM作为期望空气燃料比修正系数。当在S512判断为否定时，表示应控制的期望空气燃料比KCMD大大地偏离了理论空气燃料比，例如是贫乏燃烧运转状态，由于不需要进行MID氧控制，所以直接跳入S520。最后在S522将期望空气燃料比修正系数KCMDM(k)限制在一个范围，然后结束。

如图8框图所示，各求得的期望空气燃料比修正系数KCMDM和各种修正系数加算值KTOTAL乘以基本燃料喷射量Tim-F，算出要求燃料喷射量Tcyl。

接着计算KSTR等的反馈修正系数。在说明该计算之前，先对LAF传感器输出的取样和监测器进行说明。取样动作框在图8中表示为“SEL-V”。

在内燃机中，废气是在排气行程排出的，所以如果观察多气缸内燃机排气系数合流部的空气燃料比的活动状态，很明显地与TDC同步。因此，在内燃机的排气***内设LAF传感器54对空气燃料比取样时也必须与TDC同步进行。但是，由于处理检测输出的控制单元(ECU)34的取样定时的原因，而出现不能正确测定空气燃料比的活动状态的情况。即，例如，当排气***合流部的空气燃料比相对于TDC的变化为图31所示情形时，由控制单元识别的空气燃料比如图32所示，因取样计时的不同而成为完全不同的值。这种情况时，最好在能够尽可能正确掌握实际空气燃料比传感器输出变化的位置进行取样。

另外，空气燃料比的变化也因废气到达传感器的时间以及传感器的响应时间的不同而不同。其中，到达传感器的时间因废气压力，废气体积等而变化。另外，由于与TDC同步地取样是根据曲轴角度取样，所以必然受机器转速的影响。这样，空气燃料比的检测高度地依赖于机器的运转状态。为此，现有技术中，例如日本专利公报特开平1-313644号中，揭示了在每个曲轴角度判定检测是否适当，但该技术复杂，计算时间长，在高速旋转区域恐怕跟不上，并且，在确定检测的时刻，早已过了空气燃料比传感器输出的拐点。

图33是表示对该LAF传感器输出进行取样动作的流程图，由于空气燃料比的检测精度与上述监测器的推断精度有密切关系，因此在说明图33之前，先简单说明监测器进行的空气燃料比推断。

为了从1个LAF传感器的输出中高精度地分离抽出各气缸的空气燃料比，必须开清楚LAF传感器的检测响应滞后。因此，将该滞后模型化为1次滞后***，作成如图34所示的模型。这里，设LAF：LAF传感器输出，A/F：输入A/F，则其状态方程式可用式9表示。

    LAF(t)=αLAF(t)－αA/F(t)  ···数9

如果用周期ΔT将其离散化，则成为式10所示。图35是用信号流图表示式10。

因此，用式10可从传感器输出求出真实的空气燃料比。即，若将式10改变一种形式，则成为式11，所以，能从时刻K时的值如式12所示那样地反算时刻K－1时的值。 $A/F\left(k\right)=\{\mathrm{LAF}(k+1)-\widehat{\mathrm{\α}}\mathrm{LAF}\left(k\right)\}/(1-\widehat{\mathrm{\α}})$

                                                 ···式11 $A/F(k-1)=\{\mathrm{LAF}\left(k\right)-\widehat{\mathrm{\α}}\mathrm{LAF}(k-1)\}/(1-\widehat{\mathrm{\α}})$

                                                 ···式12

具体地说，如用Z变换以传递函数表示式10，则如式13所示，所以，将其逆传递函数乘以本次的LAF传感器输出值LAF，就可以实时地推断前次的输出空气燃料比。图36是表示该实时的A/F推断器的信号流图。 $t\left(Z\right)=(1-\widehat{\mathrm{\α}})/(Z-\widehat{\mathrm{\α}})$                                                  ···式13

下面，说明从上述所求真实空气燃料比中分离抽出各气缸空气燃料比的方法。如先前申请中所述，将排气***合流部的空气燃料比考虑为加权平均值，该加权平均值中考虑了各气缸的空气燃料比的时间影响，把时刻K时的值用式14表示。另外，由于把F(燃料量)作为控制量，这里虽然采用“燃料空气比F/A”，但在后面的说明中，为了便于理解，只要不引起混淆，都采用“空气燃料比”。另外，空气燃料比(或燃料空气比)是对式13所求得的响应滞后修正后的真实值。

[F/A](k)   ＝C₁[F/A#₁]＋C₂[F/A#₃]

             ＋C₃[F/A#₄]＋C₄[F/A#₂]

[F/A](k＋1)＝C₁[F/A#₃]＋C₂[F/A#₄]

             ＋C₃[F/A#₂]＋C₄[F/A#₁]

[F/A](k＋2)＝C₁[F/A#₄]＋C₂[F/A#₂]

             ＋C₃[F/A#₁]＋C₄[F/A#₃]

                   ·

                   ·

                   ·

                                                   ··式14

即，合流部的空气燃料比是每个气缸的过去燃料历史与加权系数(例如最近燃烧的气缸为40％，在此之前燃烧的气缸为30％，依此类推)的乘积之和。将该模型用信号流图表示时，则为图37所示形式。其状态方程式如式15所示。 $\left[\begin{array}{c}x(k-2)\\ x(k-1)\\ x\left(k\right)\end{array}\right]=\left[\begin{array}{c}010\\ 001\\ 000\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}x(k-3)\\ x(k-2)\\ x(k-1)\end{array}\right]+\left[\begin{array}{c}0\\ 0\\ 1\end{array}\right]u\left(k\right)$

                                                    ···式15

若把合流部的空气燃料比定义为y(k)，则输出方程式可用式16表示。 $y\left(k\right)=\[C_1{C}_2{C}_3\]\left[\begin{array}{c}x(k-3)\\ x(k-2)\\ x(k-1)\end{array}\right]+c_{4}u\left(k\right)$

                                                ···式16其中

c₁：0.05，c₂：0.15，c₃：0.30，c₄：0.50。

上述中，由于u(k)无法监测，从该状态方程式可见，即使设置监测器也不可能监测x(k)。因此，假定在4TDC前(即同一气缸)的空气燃料比不急剧变化的正常运转状态，设x(k＋1)＝x(k－3)，则如式17所示。 $\left[\begin{array}{c}x(k-2)\\ x(k-1)\\ x\left(k\right)\\ x(k+1)\end{array}\right]=\left[\begin{array}{c}0100\\ 0010\\ 0001\\ 1000\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}x(k-3)\\ x(k-2)\\ x(k-1)\\ x\left(k\right)\end{array}\right]$ $y\left(k\right)=\left[c_1{c}_2{c}_3{c}_4\right]\left[\begin{array}{c}x(k-3)\\ x(k-2)\\ x(k-1)\\ x\left(k\right)\end{array}\right]$

                    ···式17

现在表示上述求得的模型的模拟结果。图38是表示对4气缸内燃机、以3个气缸的空气燃料比为14.7、1个气缸的空气燃料比为12.0供给燃料的情形。图39是表示用上述模式求此时合流部空气燃料比的情形。该图中，虽然能获得阶梯状的输出，但若考虑LAF传感器的响应滞后，则传感器输出为图40中示作“模型输出值”那样的不着边际的波形。图中的“实测值”是相同情形时的LAF传感器输出的实测值，两者相比较，可见上述模型将多气缸内燃机的排气***很好地模型化了。

因此，问题归结到至式18所示状态方程式和输出方程式观察x(k)的通常的卡尔曼滤波器上。其负载矩阵Q、R如式19所示，解Riccati方程式时，增益矩阵K如式20所示。

                                        ··式18

其中， $A=\left[\begin{array}{c}0100\\ 0010\\ 0001\\ 1000\end{array}\right]C=\left[c_1{c}_2{c}_3{c}_4\right]B=D=\left[0\right]$ $X\left(k\right)=\left[\begin{array}{c}x(k-3)\\ x(k-2)\\ x(k-1)\\ x\left(k\right)\end{array}\right]$ $Q=\begin{array}{c}\left[\begin{array}{c}1000\\ 0100\\ 0010\\ 0001\end{array}\right]R=\left[1\right]\end{array}$                                                  ··式19 $K=\left[\begin{array}{c}0.0436\\ 0.2822\\ 1.8283\\ -0.2822\end{array}\right]$                                                  ··式20

从中求A-KC，则成为式21。 $A-\mathrm{KC}=\begin{array}{}\left[\begin{array}{cccc}-0.0022& 0.9935& -0.0131& -0.0218\\ -0.0141& -0.0423& 0.9153& -0.1411\\ -0.0914& -0.2742& -0.5485& 0.0858\\ 1.0141& 0.0423& 0.0847& 0.1411\end{array}\right]\end{array}$

                                                 ·式21

一般的监测器结构如图41所示，但由于在本次的模型中没有输入值u(k)，所以，如图42所示，成为只输入y(k)的结构。将其用公式表示则成为式22。

                                                  ···式22

式中，把y(k)作为输入的监测器，即卡尔曼滤波器的***矩阵如式23所示。

在本次模型中，Riccati方程式的荷载分配R的因素是：当Q的因素＝1∶1时，卡尔曼滤波器的***矩阵S如式24所示。 $S=\left[\begin{array}{ccccc}-0.0022& 0.9935& -0.0131& -0.0218& 0.0436\\ -0.0141& -0.0423& 0.9153& -0.1411& 0.2822\\ -0.0914& -0.2742& -0.5485& 0.0858& 1.8283\\ 1.0141& 0.0423& 0.0847& 0.1411& -0.2822\\ 0.0000& 0.0000& 0.0000& 1.0000& 0.0000\end{array}\right]$

                                                        式24

图43表示将上述的模型和监测器组合起来的情形。模拟结果因已在先前申请中表示，此处从略。这样，可从合流部空气燃料比中切实地抽出各气缸的空气燃料比。

由于通过监测器可以根据合流部空气燃料比推断各气缸空气燃料比，所以，用PID等控制法则可以逐一对气缸控制空气燃料比。具体地说，如图44所示，用PID控制法则，根据传感器输出(合流部A/F、即检测空气燃料比KACT)和各气缸的反馈修正系数的过去值求合流部的反馈修正系数KLAF，并且，根据监测器所推断的每个气缸的推断值#nA/F求每个气缸的反馈修正系数#nKLAF(n：气缸)。具体地说，每个气缸的反馈修正系数#nKLAF是用PID法则求得的，以便消除期望值与观察器推定值#nA/F的偏差，所述期望值是用每个气缸的反馈修正系数#nKLAF的就全部气缸的平均值的前次计算值除合流部A/F即检测空气燃料比KACT而求得的。

这样，各气缸的空气燃料比收敛于合流部空气燃料比，合流部空气燃料比收敛于期望空气燃料比。其结果，全部气缸的空气燃料比都收敛于期望空气燃料比。这里，各气缸的燃料喷射量#nTout(由喷油嘴的开阀时间规定)用式

#nTout＝Tcyl×#nKLAF×KLAF求出(n：气缸)。另外，这样的控制其详细内容已在本申请人先前提出的日本专利公报特愿平5-251138号中有所描述，所以不作更详细的说明。

下面，回到图33流程图，说明对LAF传感器输出的取样。该程序在TDC位置起动。

如图33所示，先在S600读出机器转速Ne、进气压力Pb、阀调速特性V/T，进入S604、S606，检索HiV/T或LoV/T用的调速特性图(后述)，进入S608，对HiV/T和LoV/T用监测器计算中所用的传感器的输出进行取样。具体地说，是根据机器转速Ne和进气压力Pb检索调速特性图，用缓冲器编号选择上述12个缓冲器中的一个，并选择存在其中的取样值。

图45是表示该调速图特性的说明图。图示的特性是这样设定的：机器转速Ne越低或进气压力(负荷)Pb越高，则选择在较早的曲轴角度取样的值。这里所述的“较早”是指在靠近前次TDC位置近的位置取样的值(换言之，是旧的值)。反之，当机器转速Ne越高或进气压力Pb越低，则选择在较后的曲轴角度取样的值，即，在靠近后一TDC位置的曲轴角度取样的值(换言之，是新的值)。

即，如图32所示，最好在尽可能地靠近实际空气燃料比拐点的位置对LAF传感器的输出取样，但是，假定传感器的响应时间为常数，则该拐点例如最初的峰值如图46所示地，机器转速越低则在越早的曲轴角度出现。另外，可以预想到，负荷越高，废气压力和废气气体积越增加，因此，废气的流速增加，到达传感器的时间就早。从该意义上，如图45所示地设定取样时间的选择。

关于阀调速，是将机器转速的任意值Ne1对Lo侧设为Ne1-Lo，对Hi侧设为Ne-Hi，关于进气压力也是将其任意值对Lo侧设为Pb1-LO，对Hi侧设为Pb1-Hi，则图特性为

   Pb1-Lo＞Pb1-Hi

   Ne1-Lo＞Ne1-Hi

即，图的特性是这样设定的：在HiV/T时，排气阀的打开时刻比LoV/T的早，所以，当机器转速和进气压力的值相同时，则选择早期的取样值。

接着进入S610，对HiV/T进行观察器矩阵的计算，再进入S612，对LoV/T进行同样的计算。接着进入S614，再次判定阀调速特性，根据判定结果进入S616、S618，选择计算结果后结束。

即，随着阀调速特性的切换，合流部的空气燃料比的状况也变化，所以，需要变更监察器矩阵。但是，各气缸的空气燃料比的推断不可能在瞬间进行，在收敛结束之前，各气缸的空气燃料比推断计算要进行数次，所以，把用阀调速特性变更前的监察器矩阵进行的计算和用变更后的监察器矩阵进行的计算叠加起来，即使阀调速特性的变更已经进行，在S614也能根据变更后的阀调速特性进行选择。另外，各气缸被推断后，如前所述，为了消除与期望值的偏差，求出反馈修正系数确定喷射量。

该结构能提高空气燃料比的检测精度。即，如图47所示，由于以较短的间隔进行取样，取样值几乎真实反映传感器的输出，并且把以较短间隔取样的值依次地储存到缓冲器群内，根据机器转速和进气压力(负荷)预测传感器输出的拐点，在规定的曲轴角度从缓冲器群中选择与其对应的值。然后，可进行监测器的计算，可推断各气缸的空气燃料比，如图44所示，能逐一地对气缸进行空气燃料比的反馈控制。

因此，如图47下部所示，CPU芯片能正确识别传感器输出的最大值和最小值。因此，该结构，用上述的监测器推断各气缸的空气燃料比时，也可使用与实际空气燃料比状况近似的值，提高监测器的推断精度，其结果，图44所示的逐一地对气缸进行空气燃料比反馈控制时的精度也提高。

另外关于对传感器输出取样，实际上也可以不判定阀调速有何种特性，而对Lo、Hi双方的特性进行取样，然后再判定特性。另外，当传感器所要检测的混合气的空气燃料比稀薄时，LAF传感器的响应时间比上述空气燃料比稠密时短，所以当要检测的空气燃料比稀薄时，最好选择在更早期的曲轴角度检测出的取样值。另外，当安装着内燃机的车辆在海拔高的地方行驶时，由于大气压低，排气压低，所以废气到达传感器的时间比海拔低的地方短，随着海拔高度的增加，最好选择在更早期曲轴角度检测出的取样值。另外当LAF老化而响应性降低时，响应时间加长，所以随着老化的进展，最好选择在后期曲轴角度检测出的取样值。其详细内容已在本申请人先前提出的日本专利公报特愿平6-243277号中详细记载，所以不再作更为详细的说明。

下面，说明KSTR等反馈修正系数的计算。

在内燃机的空气燃料比控制中，如图44所示，通常是采用PID控制器，将期望值与操作量(控制对象输出)的偏差乘以比例项、积分项和微分项求得反馈修正系数，近年来也提出了用现代控制理论求反馈修正系数的方案。

如前所述，在本发明的MID氧控制中，如果仅将在前馈***计算的燃料喷射量乘以期望空气燃料比修正系数KCMDM，由于机器有响应滞后，则期望空气燃比KCMD成为不着边际的检测空气燃料比，因此，为了动态地补偿从期望空气燃料比到检测空气燃料比的响应，不采用图44所示的合流部反馈修正系数KLAF，而是采用自适应控制器STR求反馈修正系数KSTR，用该修正系数KSTR乘以在前馈***计算的燃料喷射量。

但是，用现代控制理论、如用自适应控制器确定反馈修正系数时，由于控制的响应性比较高，控制量因不同的运转状态反而振荡，有时会降低控制的稳定性。另外，在车辆以经济速度行驶等规定运转状态下，燃料供给被停止(燃料切断)，如图48所示，在燃料切断期间空气燃料比进行开环(O/L)控制。

随后当燃料供给再开始，例如要得到理论空气燃料比时，按照预先用实验求得的特性，燃料供给量由前馈***确定、供给。其结果，真实的空气燃料比急剧地从稀薄侧变为14.7。但是，供给的燃料燃烧并到达空气燃料比传感器配置位置需要一定的时间，空气燃料比传感器本身也有检测滞后。因此，检测空气燃料比与实际空气燃料比不一致，而成为图示虚线所示值，产生较大的差。

这时，如果用自适应控制法则确定反馈修正系数，则自适应控制器STR确定增益KSTR，应当一下子消除期望值与检测值的偏差。但是，该差是由传感器的检测滞后等引起的，所以，检测值不表示真实的空气燃料比。不管怎样由于适应控制器一下子吸收该较大的差，如图48所示，KSTR剧烈地振荡，其结果控制量也振荡，控制的稳定性降低。

该问题不仅产生在恢复供给燃料时，而且也产生在从全开增量控制恢复到反馈控制时，或产生在从稀薄燃烧控制恢复到理论空气燃料比控制时。另外，还产生在从使期望空气燃料比有意地变动的扰动控制向一定期望空气燃料比切换时。换言之，当期望空气燃料比大变动时，都产生上述问题。

因此，最好用自适应控制法则和PID控制法则等确定反馈修正系数，并且根据运转状态适当地切换。但是，在切换由不同的控制法则确定的反馈修正系数时，因不同的控制法则有各自不同的特性，所以修正系数中有可能产生差异，使操作量急剧变化，控制量不稳定，恐怕要降低控制的稳定性。

因此，在本实施例中，用自适应控制法则和PID控制法则等确定反馈修正系数，并根据运转状态适当地切换，同时，进行平稳地进行切换，这样，防止在修正系数中产生差异，操作量急剧变化从而导致控制量不稳定，防止控制的稳定性降低。

图49是表示KSTR等计算作业的流程图。为便于理解，先参照图50说明自适应控制器STR。如图所示，自适应控制器由STR控制器(STR CONTROLLER)和适应性参数调节装置(以下称为“参数调节装置”)构成。

如前所述，先在前馈***计算要求燃料喷射量Tcyl，根据计算的要求燃料喷射量Tcyl如后所述地确定输出燃料喷射量Tout，通过燃料喷射阀22送给控制设备(内燃机10)。反馈***的期望空气燃料比KCMD(k)和控制量(检测空气燃料比)KACT(k)(控制设备输出y(k))输入到STR控制器，STR控制器用递推公式算出反馈修正系数KSTR(k)。即，STR控制器接受由参数调节装置识别的系数向量θ(k)，形成反馈补偿器。

自适应控制的调节法则(装置)之一，有I.D.Landau等人提出的参数调节法则。该方法将自适应控制***变换为由线性区间和非线区间构成的等价反馈***，对于非线性区间，与输入输出有关的Popov积分不等式成立，由于线性区间准确无误地确定调节法则，因而确保自适应控制***的稳定。即，Landau等人提出的参数调节法则中，用递推公式形式表示的调节法则(适应性法则)至少采用了上述的Popov的超稳定论或Lyapunov的直接法中的任意一个，所以保证了其稳定性。

该方法例如在“Computrol”(Corona社刊)NO.27.第28页～41页、“自动控制手册”(Ohm社刊)第703页～707页、“ASurvey of Model Reference Adaptive Techniques-Theory andApplication”一文(Automatica期刊第10卷第353～379页、L.D.Landau著)、“Unification of Discrete Time Explicit ModelReference Adaptive Control Designs”一文(Automatica期刊第17卷第4号第593～611页、1981 L.D.Landau等人著)、“CombiningModel Reference Adaptive Controllers and Stochastic Self-tuningRegulators”一文(Automatica期刊第18卷第1号第77～84页、1982 L.D.Landau著)中都有记载，是公知的技术。

图示例的自适应控制技术中，采用了该L.D.Landau等人的调节法则。以下加以说明。L.D.Landau等人的调节法则中，离散***控制对象的传递函数B(Z－1)/A(Z－1)分母分子的多项式如式25和式26表示时，参数调节装置识别的自适应参数θ(k)如式27那样用向量(调置向量)表示。向参数调节装置的输入ζ(k)用式28确定。其中，当m＝1、n＝1、d＝3时，即，所举例的设备是线性***形式并具有3个控制周期量的等待时间。

A(z^-1)=1＋a₁z^-1＋···＋a_nz^-n              ··式25

B(z^-1)=b₀＋b₁z^-1＋···＋b_mz^-m            ··式26 $\widehat{{\mathrm{\θ}}^T}\left(k\right)=[\widehat{\mathrm{bo}}\left(k\right),{\hat{B}}_R(z^{-1},k),\hat{S}(z^{-1},k)]$ $=[\widehat{b0}\left(k\right),{\hat{r}}_1\left(k\right),\·\·\·,r_{m+d-1}\left(k\right),S_0\left(k\right),\·\·\·,S_{n-1}\left(k\right)]$

=[b₀(k)，r₁(k)，r₂(k)，r₃(k)，s₀(k)]       ··式27

ζ^T(k)＝[u(k)，···，u(k－m－d＋1)，y(k)，···，y(k－n＋1)]

=[u(k)，u(k－1)，u(k－2)，u(k－3)，y(k)]          ··式28这里，式27所示的自适应参数

由确定增益的标量

、用操作量表现的控制因素 和用控制量表现的控制因素(Z^-1，k)构成，分别如式29至式31所示。

₀ ^-1(k)＝1/b₀                                   ·式29 $\hat{B}R(Z^{-1},k)=r_1{z}^{-1}+r_2{z}^{-2}+\·\·\·+r_{m+d-1}{Z}^{-(m+d-1)}$ ＝r₁z^-1＋r₂z^-2＋r₃z^-3     ·式30(Z^-1，k)＝s₀＋s₁z^-1＋···＋s_n-1z^-(n-1)

       ＝s₀                                      ··式31

参数调节装置识别、推断这些标量和控制因素的各系数后，作为上述式26所示的自适应参数 送到STR控制器。参数调节装置用设备的操作量u(i)和控制量y(j)(i，j包括过去值)，算出自适应参数 以使期望值与控制量的偏差为零。自适应参数

由式32算出。式32中，Γ(k)是确定自适应参数的识别、推断速度的增益矩阵(m＋n＋d次)，e^*(k)是表示识别、推断误差的信号，分别由式33和式34那样的递推公式表示。 $\widehat{\mathrm{\θ}}\left(k\right)=\widehat{\mathrm{\θ}}(k-1)+\mathrm{\Γ}(k-1)\mathrm{\ξ}(k-d)e^{*}\left(k\right)$                                            ···式32 $\mathrm{\Γ}\left(k\right)=\frac{1}{\mathrm{\λ}1\left(k\right)}\left[\mathrm{\Γ}(k-1)\frac{\mathrm{\λ}2\left(k\right)\mathrm{\Γ}(k-1)\mathrm{\ξ}(k-d){\mathrm{\ξ}}^{\mathrm{\τ}}(k-d)\mathrm{\Γ}(k-1)}{\mathrm{\λ}1\left(k\right)+\mathrm{\λ}2\left(k\right){\mathrm{\ξ}}^{\mathrm{\τ}}(k-d)\mathrm{\Γ}(k-1)\mathrm{\ξ}(k-d)}\right]$

                                           ···式33

但L、0＜λ1(k)≤1，0＜λ2(k)＜2，Γ(0)＞0 $e^{*}\left(k\right)=\frac{D\left(z^{-1}\right)y\left(k\right)-\widehat{{\mathrm{\θ}}^{\mathrm{\τ}}}(k-1)\mathrm{\ξ}(k-d)}{1+{\mathrm{\ξ}}^{\mathrm{\τ}}(k-d)\mathrm{\Γ}(k-1)\mathrm{\ξ}(k-d)}$                                             ···式34

根据公式33中的λ1(k)、λ2(k)的选择方法的不同，可给出各种具体的算法。例如，设λ1(k)＝1，λ2(k)＝λ(0＜λ＜2)时，则为递减增益算法(λ＝1时为最小二乘法)；设λ1(k)＝λ1(0＜λ1＜2)，λ2(k)＝λ2(0＜λ2＜2)时，则为可变增益算法(λ2＝1时为加权最小二乘法)；当λ1(k)/λ2(k)＝σ时、λ3如式35所示时，如果λ1(k)＝λ3，则为固定轨迹算法。另外，当λ1(k)＝1，λ2(k)＝0时，则为固定增益算法。这种情形时，从式33可知，成为Γ(k)＝Γ(k－1)，因此形成Γ(k)＝Γ的常数值。递减增益算法、可变增益算法、固定增益算法和固定轨迹算法，无论哪种都适用于燃料喷射或空气燃料比等的变时设备。 ${\mathrm{\λ}}_3\left(k\right)=1-\frac{{\left|\right|\mathrm{\Γ}(k-1)\mathrm{\ξ}(k-d)\left|\right|}^2}{\mathrm{\σ}+{\mathrm{\ξ}}^{\mathrm{\τ}}(k-d)\mathrm{\Γ}(k-1)\mathrm{\ξ}(k-d)}\·\frac{1}{\mathrm{tr\Γ}\left(0\right)}$                                ··式35

从上述可知，该自适应控制器是考虑被控制对象(内燃机)动态状况的递推形式的控制器，是为了补偿控制对象动态状况而由递推公式形式来描述的控制器。具体地说，是STR型的，该控制器的输入中备有自适应参数调节装置。更明确地说，可定义为是备有递推公式形式的自适应参数调节装置的自适应控制器。

反馈修正系数KSTR(k)用式36求得。

        KSTR(k)＝ $\frac{\mathrm{KCMD}(k-d^{\′})-s_0\×\mathrm{KACT}\left(k\right)-r_1\×\mathrm{KSTR}(k-1)-r_2\×\mathrm{KSTR}(k-2)-r_3\×\mathrm{KSTR}(k-3)}{b_0}$

                              ··式36

依据自适应控制原则求得的反馈修正系数KSTR作为反馈修正系数KFB乘以要求燃料喷射量Tcyl，算出输入燃料喷射量Tout(操作量)输入到控制设备。即，输出燃料喷射量Tout如图8框图所示(以及如图50框图的一部分所示)，用下式确定：

Tout＝Tcyl×KTOTAL×KCMDM×KFB＋TTOTAL另外，用PID控制法则确定的每气缸的反馈修正系数#nKLAF也乘以输出燃料喷射量Tout，关于这前面已在图44中说明。上式中，TTOTAL表示用气压修正等的加法项进行的各种修正值的总计值(喷油嘴的停用时间在输出燃料喷射量Tout的输出时另外加上，所以不包括在内)。

图50(以及图8)的特点是，先把STR控制器置于燃料喷射量计算***之外，把期望值不作为燃料喷射量，而是作为空气燃料比。即，操作量用燃料喷射量表示，因此，参数调节装置动作以使排气***产生的检测空气燃料比与期望空气燃料比一致，确定反馈修正系数，提高抗干扰的刚性。关于这一点已在本申请人曾提出的申请(日本专利公报特愿平6-66594号)中描述，故其详细说明从略。

第2个特点是，反馈修正系数乘以基本值确定操作量。这样，显著提高控制的收敛性。另一方面，该结构也有缺点，即，当操作量不适当时，控制量容易浮动。第3个特点是，除了STR控制器外，还设了现有的PID控制器(表示为PID控制器)，用PID控制法则确定反馈修正系数KLAF，通过切换装置选择KSTR或KLAF中的一个作为反馈修正系数的最终值KFB。

另外，用PID控制器即PID控制法则确定的反馈修正系数KLAF的计算如下述。先用式

DKAF(k)＝KCMD(k－d)－KACT(k)

求出期望空气燃料比修正系数KCMD与检测空气燃料比KACT的控制偏差DKAF(式中，d相当于实际喷射的燃料被LAF传感器检测出之前的等待时间)。本说明书中，(k)表示时刻(计算或控制周期)，具体地说是表示图55流程图的程序起动的时刻，所以，上述中，KCMD(k－d)表示期望空气燃料比(等待时间前的控制周期的)；KACT(k)表示检测空气燃料比(本次控制周期的)。

再用预定的系数乘以控制偏差，求出P项KLAFP(k)、I项KLAFI(k)、D项KLAFD(k)

P项：KLAFP(k)＝DKAF(k)×KP

I项：KLAFI(k)＝KLAFI(k－1)＋DKAF(k)×KI

D项：KLAFD(k)＝(DKAF(k)－DKAF(k－1))×KD

这样，P项是用比例增益KP乘以偏差求得，I项是用积分增益KI乘以偏差的值加上反馈修正系数的前次值KLAFI(k－1)求得，D项是用偏差的本次值DKAF(k)与前次值DKAF(k－1)的差乘以微分增益KD求得。另外，各增益KP.KI.KD可根据机器转速和机器负荷求得，更具体地说，设计成用图表根据机器转速和机器负荷就能检索。

最后将求得的值相加

KLAF(k)＝KLAFP(k)＋KLAFI(k)＋KLAFD(k)

当作用PID控制法则确定的反馈修正系数的本次值KLAF(k)。这种情况下，由于将其当作用乘法修正得到的反馈修正系数，在I项KLAFI(k)内包括了补偿量1.0(即I项KLAFI的初始值为1.0)。当选择用PID控制器确定的反馈修正系数时，STR控制器保持自适应参数，使该反馈修正系数KSTR停止在1(初始状态)。

以上述为前提，参照图49流程图，说明反馈修正系数的计算。图49的程序在预定曲轴角度起动。

先在S700读入检测的机器转速Ne和进气压力Pb等，进入S704，判定是否切断燃料。切断燃料是在预定运转状态例如节流阀开度全闭位置且机器转速在规定值以上时进行，燃料供给停止，同时空气燃料比也由开环控制。

在S704判定为未切断燃料时，进入S706，读出前述的要求燃料喷射量Tcyl，进入S708，判定LAF传感器54是否已启动。该判定是这样进行的，例如当LAF传感器54的传感器输出电压(基准电压)小于规定值(例如1.0V)时，则判定为已启动。

在S708判定为已启动时，进入S710，判定是否在反馈控制区域。该判定是用未示的另一程序进行的，例如在全开增量或高旋转时或运转状态因EGR等的影响而急剧变化时等，用开环控制。

在S710判定为肯定时，进入S712，读入检测的排气空气燃料比，进入S714，根据检测的排气空气燃料比求检测空气燃料比KACT(k)，进入S716，求反馈修正系数的最终值KFB。

图51是表示该过程的子程序流程图。

如图51所示，在S800判定在前次(前次的控制和计算周期、即前次程序的起动时间)是否是开环控制。当前次燃料切断等时肯定是开环控制，进入S802，将计数值C复归到0。进入S804，将FKSTR标志位复归到0。进入S806，计算反馈修正系数的最终值KFB。在S804将FKSTR标志位复归到0是表示反馈修正系数应由PID控制法则决定。如后所述，当FKSTR标志位设定为1时，表示反馈修正系数应由自适应控制法则决定。

图52是表示反馈修正项KFB计算的具体过程的子程序流程图。如图52所示，在S900，判定FKSTR标志位是否设定为1、即判定是否在STR(控制器)动作区域内。由于该标志在图51流程图的S804中复归为0，所以该步的判定为否定。进入S902，判定前次的FKSTR标志位是否设定为1、即判定是否在前次STR(控制器)动作区域内。

该判定当然也是否定，进入S904，如前所述地用由PID控制器设定的PID控制法则计算反馈修正系数KLAF(k)、更准确地说是选择由PID控制器计算的反馈修正系数KLAF(k)。接着返回图51流程图，进入S808，把KLAF(k)作为KFB。

继续说明图51流程图。当在S800判定为在前次没有进行开环控制时、即判定为从开环控制复归到反馈控制时，进入S810，求期望空气燃料比等待时间前的值KCMD(k－d)和本次值KCMD(k)的差DKCMD，将其与基准值DKCMDref比较。当判定为差值DKCMD大于基准值DKCMDref时，进入S802，用PID控制法则计算反馈修正系数。这是因为，当期望空气燃料比的变化大时，与燃料切断后复归时的情况同样，因空气燃料比传感器的检测滞后等，检测值不一定就是真实的值，控制量同样地可能会不稳定。以期望空气燃料比变化大的情形为例可举出的例子有从全开增量复归时、从贪乏燃烧控制(例如空气燃料比＝20∶1或更稀薄时)复归到理论空气燃料比控制时、从使期望空气燃料比振荡的扰动控制复归到期望空气燃料比一定的理论控制时等。

当在S810判定为差值DKCMD小于或等于基准值DKCMDref时，进入S812，将计数值增加。进入S814，将检测水温Tw与规定值TWSTR.ON比较，当小于该规定值时，进入S804及以下各步，用PID控制法则计算反馈修正系数。这是因为，在低水温时燃烧不稳定，有着火的可能，得不到稳定的检测值KACT的缘故。另外，当水温异常高时也因同样的理由，依据PID控制法则计算反馈修正系数。

当在S814判定为检测水温大于或等于规定值时，进入S816，将机器转速Ne与规定值NESTRLMT比较，当判定为大于或等于该规定值时，进入S804及以下各步，依据PID控制法则计算反馈修正系数。这是因为在高速旋转时计算时间容易不充裕，燃烧也不稳定的缘故。

当在S816判定为检测机器转速小于规定值时，进入S818，判定哪种阀调速特性被选择。如果判定为HiV/T侧的特性被选择时，进入S804及以下各步，依据PID控制法则计算反馈修正系数。这是因为，当HiV/T侧的特性被选择时，阀调速的重叠量大，进气通过排气阀泄出，即可能产生所谓的进气穿堂的现象，得不到稳定的检测值KACT的缘故。

当在S818判定为LoV/T侧(包括2个阀中的一个停止的状态)的特性被选择时，进入S820，判定是否在惰转区域，如果判定为肯定，进入S804及以下各步，依据PID控制法则计算反馈修正系数。这是因为，惰转时运转状态几乎是稳定，无需用STR控制法则那样的高增益的缘故。另外，惰转时为了使机器转速保持一定，使用电气控制阀即EACV控制进气量，所以，该进气量控制与空气燃料比反馈控制可能会产生干扰，在此意义上也用PID控制法则以使增益比较低。

当在S820判定为不在惰转区域时，进入S822，判定进气压力Pb是否为低负荷侧的值。如果判定为是低负荷的值时，进入S804及以下各步，依据PID控制法则计算反馈修正系数。这也是因为燃烧不稳定的缘故。

当在S822判定为不是低负荷时，进入S824，将计数值C与规定值、例如5比较。只要判定为计数值小于或等于规定值，则进入S804、S806、S900、S902(S916)、S904、S808，与上述同样，选择PID控制器计算的反馈修正系数KLAF(k)。

即，在图48中，燃料切断结束，在T1(从开环控制复归到反馈控制的时刻，图51中的计数值C＝1)到T2(计数值C＝5)的期间，反馈修正系数为依据由PID控制器所决定的PID控制法则计算的值KLAF，该依据PID控制法则计算的反馈修正系数KLAF与用STR控制器计算的反馈修正系数KSTR不同，不是一下子吸收期望值与检测值的控制偏差，而是比较缓慢地吸收。

因此，当因图48所示的重新供给的燃料燃烧完了之前的滞后和空气燃料比传感器的检测滞后，产生较大差异时，该修正系数也不会不稳定(STR控制器计算时会不稳定)，因而控制量(设备输出)也不会不稳定。这里，把规定值设为5、即5个控制周期是为了吸收在该期间的上述燃烧滞后、检测滞后。另外，该期间(规定值)也可以根据废气输送滞后参数即机器转速、机器负荷等确定，例如根据机器转速和进气压力，当废气输送滞后参数小时，把规定值设定得小，当废气输送滞后参数大时，把规定值设定得大。

返回图51流程图进行说明。当在S824计数值C大于规定值时，即判定为6以上时，进入S826，将上述FKSTR标志位设定为1。进入S828，再次按照图52流程图计算反馈修正系数的最终值KFB。这种情况下，在图52流程图的S900的判定为肯定，进入S906，判定前次FKSTR标志位是否复归到0，即判定是否在前次PID动作区域内。

当判定为计数值首次大于规定值时，判定为肯定，进入S908，将检测空气燃料比KACT(k)与下限值a、例如与0.8比较。当判定为检测空气燃料比大于或等于下限值时，进入S910，将检测空气燃料比与上限值b、例如与1.2比较，当判定为小于或等于该上限值时，经S912进入S914，用STR控制器计算反馈修正系数KSTR(k)，更准确地说，是选择用STR控制器计算的反馈修正系数KSTR(k)。

换言之，当在S908判定为检测空气燃料比小于下限值a时，或S910判定为检测空气燃料比大于上限值b时，进入S904，依据PID控制计算反馈修正系数。即，从PID控制到STR(自适应)控制的切换是在STR控制器的动作区域且在检测空气燃料比KACT为近似1的值时进行的。这样，从PID控制到STR(自适应)控制的切换得以平稳地进行，可防止控制量的振荡。

当在S910判定为检测空气燃料比KACT(k)小于或等于上限值b时，进入S912，在STR控制器将确定上述增益的标量b0除以用PID控制计算的反馈修正系数的前次值KLAF(k－1)，得到值作为b0，进入S914，用STR控制器求反馈修正系数KSTR(k)。

即，用STR控制器求得的反馈修正系数KSTR(k)本来是用式35求算，但在S906判定为肯定而进入S908及以下各步时，在前次控制周期，反馈修正系数用PID控制确定。因此，在图50中，当反馈修正系数由PID控制决定时，如前所述STR控制器将反馈修正系数KSTR固定在1。换言之，STR控制器中所用的自适应参数(向量)θ是在KSTR＝1.0时组合的。因此，反馈修正系数KSTR再次由STR控制器决定时，KSTR的值大大地偏离1，控制量成为不稳定。因此，将确定自适应参数θ(k)(反馈修正系数KSTR保持在1.0(初始值)或1.0附近)中的增益的标量b₀除以用PID控制计算的反馈修正系数时，例如自适应参数的组合为KSTR＝1时，如式37所示，由于第1项为1，所以第2项KLAF(k－1)的值成为本次的修正系数KSTR(k)。这样，在S908、S910把检测值KACT作为1或近似1的值，并且使从PID控制到STR控制的切换能更加平稳地进行。KSTR(k)＝ $\left[\frac{\mathrm{KCMD}(k-d^{\′})-s_0\×\mathrm{KACT}\left(K\right)-r_1\×\mathrm{KSTR}(k-1)-r_2\×\mathrm{KSTR}(k-2)-r_3\×\mathrm{KSTR}(k-3)}{b_0}\right]$ ×KLAF(k－1)

＝1×KLAF(k－1)

＝KLAF(k－1)    ··式37

再补充说明图52。当在S902判定为是前次STR(控制器)动作区域时，进入S916，将STR控制器确定的反馈修正系数的前次值KSTR(k－1)作为I项的前次值KLAFI(k－1)。其结果，在S904计算KLAF(k)时，该I项即KLAFI为

KLAFI(k)＝KSTR(k－1)＋DKAF(k)×KI

把求得的I项与P项和D项相加，求KLAF(k)。

即，从自适应控制切换到PID控制，计算反馈修正系数时，积分项有可能急剧变化，通过这样地采用KSTR的值确定PID控制修正系数的初始值，可以使修正系数KSTR(k－1)与修正系数KLAF(k)的差保持最小。因此，从STR控制切换到PID控制时，也能使反馈修正系数值的差保持最小，使该切换可平滑地连接，可防止控制量的急剧变化。

图52流程图中，当在S900判定为是STR(控制器)动作区域、在S906判定为不是前次PID动作区域时，进入S914，用STR控制器计算反馈修正系数KSTR(k)，如前所述，该修正系数用式36算出。

返回图51流程图，进入S830，确认在图52流程图所求的修正系数是否为KSTR，如果肯定，进入S832，求适应性修正系数KSTR与1.0的差(1－KSTR(k))，将其绝对值与规定的阈值KSTRref比较。

即，反馈修正系数的变动急剧时控制量也急剧变化，所以控制的稳定性降低。因此，把求得的反馈修正系数与1.0的差的绝对值与阈值比较，如果大于阈值，进入S804，用PID控制重新确定反馈修正系数。这样，控制量不急剧变化，能实现稳定的控制。这种情况是用反馈修正系数与1.0之差的绝对值进行比较的，但也可以如图53所示，以1.0为界将阈值KSTRref分别设定在反馈修正系数的大小两侧。当在S832判定为所求的反馈修正系数KSTR(k)与1.0的差的绝对值小于或等于阈值时，则进入S834，把STR控制器确定的值作为反馈修正系数KFB。当在S830判定为否调速特性，则进入S836，把FKSTR标志位复归至0，进入S838，把PID控制器确定的值作为反馈修正系数的最终值KFB。

返回图49流程图，进入S718，将求得的反馈修正系数的最终值KFB等乘以要求燃料喷射量Tcyl并加上加法项TTOTAL求出输出燃料喷射量Tout。再进入S720，进行进气管壁面附着修正(后述)。进入S722，把输出燃料喷射量Tout(n)作为操作量输出给喷油嘴22。这里，n表示气缸，这样，输出燃料喷射量Tout最终按每个气缸确定。

当在S704判定为燃料切断时，进入S728，将输出燃料喷射量Tout设为零。当在S708或S710判定为否调速特性，由于空气燃料比为开环控制，所以进入S722，把反馈修正系数的最终值KFB设为1.0，进入S718求输出燃料喷射量Tout。在S704判定为肯调速特性也是开放电路控制，输出燃料喷射量Tout设定为规定值(S728)。

上述中，当从燃料切断复归等时的空气燃料比的开环控制结束，反馈控制再开始时，在规定期间用PID控制法则确定反馈修正系数，由于供给的燃料在燃烧之前需要时间或传感器本身也有检测滞后，所以检测的空气燃料比与实际空气燃料比之间有较大差异时，不采用由STR控制器确定的反馈修正系数，其结果，不会使控制量空燃比不稳定，不会降低控制的稳定性。

另一方面，由于把该期间作为规定的值，检测值稳调速特性，采用由STR控制器确定的反馈修正系数，应一下子吸收期望空气燃料比与检测空气燃料比的控制偏差，可提高控制的收敛性。特别是，在本实施例中，把反馈修正系数乘以基本值确定操作量，提高控制的收敛性，所以，能使控制的稳定性和收敛性更加平衡。另外，由于LAF传感器54在刚刚启动后检测的空气燃料比不稳定，所以，也可以在LAF传感器54启动后规定时间由PID控制法则确定反馈修正系数。

当期望空气燃料比的变动大时，即使经过规定期间也由PID控制法则确定反馈修正系数，所以，从不终止切断燃料地、全开增量等的开环控制复归时，也能使控制的稳定性和收敛性更加平衡。另外，当由STR控制器确定的反馈修正系数不稳调速特性，由于用PID控制法则确定反馈修正系数，所以能使控制的稳定性和收敛性更加平衡。

尤其是，当从STR控制向PID控制切换时，由于采用由STR确定的反馈修正系数算出其因素的至少一部分、即算出I项，所以该切换平稳进行，能防止修正系数产生台阶而操作量急剧变化，有效防止控制量的振荡。因此，可有效地防止控制稳定性的降低。

另外，从PID控制向STR控制复归时，由于选择检测值KACT为1或近似1之时，自适应控制法则(STR控制器)确定的反馈修正系数的最初值与PID控制法则确定的反馈修正系数几乎相同，所以，从PID控制向STR控制切换时，该切换能平稳地进行，这样，能有效防止修正系数产生台阶而操作量急剧变化和控制量不稳定，有效防止控制稳定性的降低。

下面说明输出燃料喷射量Tout的进气管壁面附着修正。如上所述，进气管壁面附着修正是对每气缸进行，气缸带有气缸编号n(n＝1、2、3、4)。

为了顺应附着参数的变化，在壁面附着设备的前面，串联地***壁面附着修正补偿器，该补偿器具有与该设备相反的传递函数。该壁面附着修正补偿器的附着参数通过查图表得到，该图表是根据与机器运转状态的对应关系预先确定的。

如果壁面附着修正补偿器所具有的附着参数和实际机器所具有的附着参数相等，则两者从外面看传递函数为1，即设备和补偿器的传递函数之积为1，期望气缸吸入燃料量＝气缸实际吸入燃料量，所以，应该能进行完全的修正。

以上述为前提，参照图54所示的子程序流程图，说明图49流程图中S720的输出燃料喷射量Tout的壁面附着修正过程。另外，本程序与TDC信号同步进行，并按气缸数执行直到求出全部气缸的输出燃料喷射量Tout(n)。

先在S1000读入各种参数，进入S1002，求亲和率A和除脱率B。该求A和B的步骤是通过根据机器转速Ne和进气压力Pb检索图表(图55中表示该图表的特性)而进行的。另外，该图表根据可变阀式调速机构的阀特性分别被设定，上述求A和B的步骤是通过检索与现在选择的阀调速特性对应的图表进行的。同时，根据水温Tw检索图表(图56中表示该图表的特性)求修正系数KATW、KBTW，再乘以图检索值进行修正。另外，根据EGR或罐式过滤器是否执行，以及期望空气燃料比KCMD的大小，求其它的修正系数KA、KB(图未示)。具体如下述。

Ae＝A×KATW×KA

Be＝B×KBTW×KB把修正后的亲和率A作为Ae，修正后的除脱率B作为Be。

接着进入S1004，判定是否燃料切断，判定为否调速特性，进入S1006，如图所示修正输出燃料喷射量Tout，求每个气缸的输出燃料喷射量Tout(n)-F，当判定为肯调速特性，则进入S1008，把每个气缸的输出燃料喷射量Tout(n)-F设为零。这里，值TWP(n)是进气管附着燃料量。

图57是计算进气管附着燃料量TPW(n)的流程图，在规定的曲轴角度起动。

先在S1100判定本次的程序起动是否在从燃料喷射量Tout的开始计算到任一个气缸的燃料喷射结束的期间(以下称为“喷射控制期间”)内，如果判定为肯定，进入S1102，把表示该气缸附着燃料量计算结束的第1标志位FCTWP(n)设定为0，容许该附着燃料量的计算，并结束程序。当在S1100判定为否调速特性，则进入S1104，判定上述第1标志位FCTWP(n)是否为1，如果判定为肯定，由于该气缸的附着燃料量的计算已结束，所以进入S1106，如果判定为否定，则进入S1108，判定是否燃料切断。

在S1108判定为否调速特性，进入S1110，如图所示地计算进气管附着燃料量TWP(n)。这里，TWP(k－1)是TWP(k)的前次值。另外，右边第1项表示前次附着的燃料中在本次也未除脱而剩下的燃料量。右边第2项表示本次喷射的燃料中新附着在进气管上的燃料量。接着进入S1112，把表示附着燃料量为零的第2标志位FTWPR(n)设定为0，进入S1106，把第1标志位FCTWP(n)设定为1，结束程序。

在S1108判定为燃料切断时，则进入S1114，判定表示剩余附着燃料量为零的第2标志位是否为1，如果判定为肯定，由于附着燃料量为零(TWP(n)＝0)，所以，进入S1106，如果判定为否定，则进入S1116，用图示公式计算附着燃料量TWP(n)。这里，图示的公式相当于从S1110的公式中去掉右边第2项。这是因为处在燃料切断状态中，没有新附着的燃料的缘故。

接着进入S1118，判定TWP(n)值是否大于微小规定值TWPLG，如果判定为肯定，进入S1112，如果判定为否定，则由于剩余的附着燃料量少得可以忽略，所以进入S1120，设TWP(n)＝0，进入S1122，把第2标志位FTWPR(n)设定为1，进入S1106。

这样，可以高精度算出各个气缸的进气管附着燃料量TWP(n)，把算出的TWP(n)值用于图54中的燃料喷射量Tout的计算中，所以可以把最佳量的燃料供给各气缸的燃烧室，该最佳量的燃料中考虑了附着在进气管上的燃料量和从附着的燃料中除脱掉的燃料量。另外，上述中，在机器的起动模型(包括同时喷射和顺序喷射)中，也开始计算亲和率A、除脱率B以及进气管附着燃料量TWP，执行附着修正。

如上所述，本实施例中，由于备有

a.空气燃料比检测手段(LAF传感器54)，该空气燃料比检测手段设在内燃机的排气***内，用于检测上述内燃机排放的废气的空气燃料比；

b.第1空气燃料比修正系数计算手段，该第1空气燃料比修正系数计算手段根据上述空气燃料比检测手段检测出的检测空气燃料比，计算对供向上述内燃机的燃料喷射量进行修正的第1空气燃料比修正系数KSTR，以便用递推形式的控制器使上述内燃机的空气燃料比KACT收敛于期望空气燃料比KCMD；

c.第2空气燃料比修正系数计算手段，该第2空气燃料比修正系数计算手段根据上述空气燃料比检测手段检测出的检测空气燃料比，计算对供到上述内燃机的燃料喷射量各气缸分别进行修正的各气缸的第2空气燃料比修正系数#nKLAF，以便使各气缸间的空气燃料比差异减少；

d.燃料喷射量确定手段，该燃料喷射量确定手段根据上述第1、第2空气燃料比修正系数计算手段算出的第1、第2空气燃料比修正系数，确定供给到上述内燃机的燃料喷射量Tcyl、Tout，所以，根据检测的空气燃料比同时计算各气缸的空气燃料比反馈修正系数和排气***合流部的空气燃料比反馈修正系数，能使各气缸的空气燃料比和排气***合流部的空气燃料比都高精度地收敛于期望值。

另外，如上所述，由于本实施例的内燃机燃料喷射控制装置备有：

a.控制内燃机的燃料喷射量的燃料喷射量控制手段；

b.配置在上述内燃机排气***中的催化装置(28)的上游、用于检测上述内燃机排出的废气的空气燃料比的第1空气燃料比检测手段(LAF传感器54)；

c.计算燃料喷射量使第1空气燃料比检测装置检测出的空气燃料比与期望空气燃料比一致燃料喷射修正量计算手段；

d.配置在上述催化装置的下游侧、用于检测通过催化剂的废气之空气燃料比的第2空气燃料比检测手段(氧浓度传感器56)，并且，上述燃料喷射修正量计算手段备有：

e.计算燃料喷射修正量使第1空气燃料比检测手段检测出的空气燃料比与期望空气燃料比一致的自适应控制器；

f.调节向自适应控制器输入的自适应参数的自适应调节装置；

g.根据上述第2空气燃料比检测手段检测出的空气燃料比，修正上述期望空气燃料比KCMD的修正手段；

所以，通过动态地保证空气燃料比的活动状态，能够控制燃料喷射，使空气燃料比瞬时地与期望值一致，该期望值是根据第2空气燃料比检测手段的输出确定的。

另外，在图8中，也可以在LAF传感器54的上游、在双点划线所示框400中配置第3催化装置94。该第3催化装置94最好采用所谓“light off”催化剂(早期活性催化剂)。第3催化剂装置94与下游的催化装置相比，其容量可以很小。另外，第3催化剂装置94也可以是与下游催化装置同样的三元催化剂型的或者是称为EHC(电加热催化剂)的电加热早期活性化催化剂。该第3催化装置94可以根据需要而设置，尤其V型发动机的各排构成上述***时，排气体积相对减少，所以，在催化装置升温慢的情况下，该第3催化剂装置是很有效的。另外，配置了该第3催化装置94的情况下，因等待时间等不同，所以控制量等当然也会不同。

另外，在图8中，也可以如双点划线所示那样把滤波器96配置在监测器的前面。由于LAF传感器54有响应滞后，所以如前所述，监测器用内部计算来对应该滞后，但也可以如图所示，配置用以补偿1次滞后特性的滤波器(即进行式滤波器)96，硬性地对应该滞后。

应注意的是，图8框图所示的构成中，并非所有的部分都是必须的，也可以用其中一部分构成实现权利要求1所记载的发明。例如，在权利要求1记载的发明中，所谓的MID氧控制就不是必须的，监测器和附着修正也不是必须的，基本燃料喷射量也可以用记载以外的方法求得。对于MID氧控制来说在权利要求6记载的发明中是必须的，对于监测器来说在权利要求4记载的发明中也是必须的。

图58是与图8同样的框图，表示本发明装置的第2实施例。

在第2实施例中，如图所示，在第2催化装置30的下游配置了第2氧浓度传感器98。如图所示第2氧浓度传感器98的检测输出用于期望空气燃料比KCMD的修正。这样，能够最适当地设定期望空气燃料比KCMD，进一步提高控制性能。另外，通过检测最终要排放到大气中的废气的空气燃料比，能提高排放性能，并且也可监视第2氧浓度传感器上游侧的催化装置的老化状态。另外，第2氧浓度传感器98也可以取代第1氧浓度传感器56。另外，第2氧浓度传感器98也可以与第1氧浓度传感器56同样地，如图5所示安装在由多级构成的第2催化装置内。

这种情况下，第2氧浓度传感器98的下一级上连接着有1000Hz频率特性的低通滤波器500。另外，第1氧浓度传感器56的滤波器60和第2氧浓度传感器98的滤波器500也可以采用线性化的滤波器，以弥补其非线性特性。

上述第1、第2实施例中，是通过步进电机M来驱动节流阀16的，但也可以与一般公知装置同样地，采用与油门踏板机械连动的方式。

另外，关于排气回流装置，是采用的响应性的电动型排气回流阀，但也可以采用由机器负压动作的、使用膜片的排气回流阀。

另外，第2催化剂装置30是视第1催化装置28的净化性能而设，但也可以不设。

另外，虽然是采用低通滤波器，但也可以采用具有同样性能的带通滤波器。

另外，在上述结构中，是用1个空气燃料比传感器推断各气缸的空气燃料比，并控制到期望值，但并不限于此，也可以在每个气缸上设空气燃料比传感器，直接检测各气缸的空气燃料比。

另外，在上述实施例中，实际上是用当量比来求空气燃料比的，但这与采用空气燃料比本身是完全相同的。

另外，在上述实施例中，是将反馈修正系数KSTR或KLAF作为乘法项求出的，但也可以作为加法顶求出。

另外，在上述实施例中，自适应控制器是以STR为例进行说明的，但也可以采用MRACS(模型规范型自适应控制)。

[产业上利用的可能性]

根据本发明，由于检测内燃机的空气燃料比、根据检测出的空气燃料比用递推形式的控制器算出用于修正供给内燃机的燃料喷射量的第1空气燃料比修正系数使内燃机的空气燃料比收敛于期望空气燃料比，根据检测空气燃料比算出用于修正各气缸的供给内燃机的燃料喷射量的第2空气燃料比修正系数以减少各气缸间的空气燃料比差异，根据上述第1、第2空气燃料比修正系数计算手段所算出的第1、第2空气燃料比修正系数确定供给内燃机的燃料喷射量；所以，根据检测的空气燃料比同时地算出各气缸的空气燃料比反馈修正系数和排气***合流部的空气燃料比反馈修正系数，能使各气缸的空气燃料比和排气***合流部的空气燃料比都高精度地收敛于期望值。

另外，由于上述递推形式的控制器是自适应地算出第1空气燃料比修正系数使内燃机的空气燃料比收敛于期望空气燃料比的自适应控制器，所以如上所述，能自适应地补偿因内燃机老化或固体差异引起的空气燃料比动态变化，使空气燃料比能瞬时地与期望空气燃料比一致。

上述的“自适应控制器”是考虑了控制对象(内燃机)动态变化的控制器，在本实施例中，为了补偿控制对象的动态变化，是采用由递推公式所描述的控制器。具体地说，是STR型，所以可定义为在控制器的输入中备有递推形式自适应参数调节装置的自适应控制器。

另外，由于检测内燃机的运转状态，用响应性能劣于上述递推形式控制器的第2控制器算出第3空气燃料比修正系数，根据检测出的内燃机的运转状态，选择第3空气燃料比修正系数和第1空气燃料比修正系数中的一个，根据所选择的空气燃料比修正系数确定燃料喷射量；所以，除了上述的作用或效果外，还能提高控制性能和稳定性。

另外，由于设定描述内燃机排气***状况的模型并输入检测空气燃料比，设定观察其内部状态的监测器并推断各气缸的空气燃料比，根据推断的各气缸的空气燃料比算出第2空气燃料比修正系数；所以，除了上述作用或效果外，还能根据设在排气***合流部的单一空气燃料比检测装置的输出推断各气缸的空气燃料比。

另外，由于检测内燃机的运转状态，根据检测的运转状态使上述空气燃料比检测装置的检测可按时间控制；所以，除了上述的作用或效果外，还能更高精度地推断各气缸的空气燃料比。

另外，由于内燃机的排气***中，在空气燃料比检测装置的下游侧设置了催化装置，在该催化装置的下流侧设置了用于检测内燃机放的废气空气燃料比的第2空气燃料比检测手段，以及根据第2空气燃料比检测手段检测出的空气燃料比修正期望空气燃料比；所以，除了上述的作用或效果外，还能提高催化装置的净化率。

另外，由于上述催化装置有多级所构成催化剂床，第2空气燃料比检测手段配置在上述由多级构成的催化剂床之间；所以，除了上述的作用或效果外，在使用有多级催化剂床的大容量催化装置时，通过把第2空气燃料比检测手段的输出配置在第2空气燃料比检测手段的检测精度最佳的位置，可进一步高精度地修正期望空气燃料比，因此可以更加提高催化剂的净化率。

另外，由于根据喷射的燃料的输送滞后，对由上述第1、第2空气燃料比修正系数修正的燃料喷射量算出燃料输送滞后修正燃料喷射量，并据此修正燃料喷射量；所以，因气缸的燃料输送滞后引起的空气燃料比的响应特性提高，能实现更高精度的控制。

另外，由于计算应由上述第1、第2空气燃料比修正系数修正的燃料喷射量的燃料喷射量计算手段中，包括根据设在进气管上的节流阀有效开口面积对进气量进行修正的装置；所以，更能提高由反馈修正系数修正的基本燃料喷射量的计算精度。从而反馈***的负荷减轻，稳定性提高，并且不影响响应特性。

另外，由于燃料喷射修正量计算手段备有计算燃料喷射修正量使第1空气燃料比检测手段检测出的空气燃料比与期望空气燃料比一致的自适应控制器、调节向自适应控制器输入的自适应参数的自适应参数调节装置、根据第2空气燃料比检测手段所检测出的空气燃料比修正期望空气燃料比的修正手段；所以，能适应性地补偿因内燃机老化或固体差异引起的空气燃料比的动态变化，能使空气燃料比瞬时地与根据第2空气燃料比检测手段检测出的空气燃料比确定的期望值一致。

另外，由于上述催化装置有多级所构成的催化剂床，同时第2空气燃料比检测手段配置在上述由多级催化剂床之间；所以，与配置在催化装置的下流侧的情况相比，输出的转换时间短，提高了检测精度进而提高控制精度。由于这样构成，即使加大上述催化装置的容量，其检测精度进而控制精度也不会降低。

另外，由于在第1空气燃料比检测手段上连接着滤波手段；所以通过适选择滤波器的频率特性，可以除去噪音，检测精度提高，提高控制性能。

另外，由于在第2空气燃料比检测手段上连接着滤波手段；所以，通过适当选择滤波器的频率特性，可以使响应时间最恰当，提高检测精度和控制性能。

另外，由于上述的滤波手段是低通滤波器；所以，能使滤波器频率特性最佳，切实地除去噪音，乃至能使响应时间最恰当，提高检测精度和控制性能。

Claims (14)

1，一种内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于具有

a.空气燃料比检测装置，该空气燃料比检测装置设在内燃机的排气***内，用于检测内燃机排放的废气的空气燃料比；

b.第1空气燃料比修正系数计算装置，该第1空气燃料比修正系数计算装置根据上述空气燃料比检测装置检测出的检测空气燃料比，计算对供向上述内燃机的燃料喷射量进行修正的第1空气燃料比修正系数，以便用递推形式的控制器使上述内燃机的空气燃料比收敛于期望空气燃料比

c.第2空气燃料比修正系数计算装置，该第2空气燃料比修正系数计算装置根据上述空气燃料比检测装置检测出的检测空气燃料比，计算对供到上述内燃机的燃料喷射量各气缸分别进行修正的各气缸的第2空气燃料比修正系数，以便使各气缸间的空气燃料比差异减少；

d.燃料喷射量确定装置，该燃料喷射量确定装置根据上述第1.第2空气燃料比修正系数计算装置算出的第1.第2空气燃料比修正系数，确定供给到上述内燃机的燃料喷射量。

2，如权利要求1所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，上述递推形式的控制器是适应性地计算第1空气燃料比修正系数使内燃机的空气燃料比收敛于期望空气燃料比的自适应控制器。

3，如权利要求1或2所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，还备有

e.检测内燃机运转状态的运转状态检测装置；

f.第3空气燃料比修正系数计算装置，该第3空气燃料比修正系数计算装置用响应性能劣于上述递推形式控制器的第2控制器计算第3空气燃料比修正系数；

g.选择装置，该选择装置根据运转状态检测装置所检测出的内燃机运转状态，选择上述第3空气燃料比修正系数和上述第1空气燃料比修正系数中的任一个；上述燃料喷射量确定装置根据所选择的空气燃料比修正系数确定燃料喷射量。

4，如权利要求1所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，还备有空气燃料比推断装置，该空气燃料比推断装置设定描述内燃机排气***状况的模型，并输入上述空气燃料比检测装置所检测的检测空气燃料比，同时设定观测其内部状态的监测器，推断各气缸的空气燃料比；上述第2空气燃料比修正系数计算装置根据上述推定的各气缸的空气燃料比，计算上述第2空气燃料比修正系数。

5，如权利要求4所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，还备有检测内燃机运转状态的运转状态检测装置；上述空气燃料比推断装置根据运转状态检测装置检测出的运转状态，使空气燃料比检测装置的检测时间变化。

6，如权利要求1至4中的任一项所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，还备有

j.在内燃机的排气***中设在上述空气燃料比检测装置下游侧的催化装置；

k.在内燃机的排气***中设在上述催化装置下游侧的，用于检测内燃机排放的废气空气燃料比的第2空气燃料比检测装置；

l.根据第2空气燃料比检测装置检测出的空气燃料比，修正期望空气燃料比的期望空气燃料比修正装置。

7，如权利要求6所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，上述催化装置具有多级催化剂床，同时上述第2空气燃料比检测装置配置在由多级所构成的催化剂床之间。

8，如权利要求1至7中的任一项所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，还备有对于由第1、第2空气燃料比修正系数修正的燃料喷射量，根据被喷射的燃料的输送滞后，算出燃料输送滞后修正燃料喷射量的燃料输送滞后修正燃料喷射量计算手段，上述燃料喷射量确定手段根据上述燃料输送滞后修正燃料喷射量，修正燃料喷射量。

9，如权利要求8所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，计算应由第1、第2空气燃料比修正系数修正的燃料喷射量的燃料喷射量计算装置，包括对基于设在进气管上的节流阀的有效开口面积的吸入空气量进行修正的装置。

10，一种内燃机的燃料喷射控制装置，备有：

a.控制内燃机的燃料喷射量的燃料喷射量控制装置；

b.配置在内燃机排气***中的催化剂装置的上游、用于检测内燃机排放的废气的空气燃料比的第1空气燃料比检测装置；

c.计算燃料喷射修正量，使第1空气燃料比检测装置检测出的空气燃料比与期望空气燃料比一致的燃料喷射修正量计算装置；

d.配置在催化装置的下游侧、用于检测通过催化剂的废气之空气燃料比的第2空气燃料比检测装置；其特征在于，上述燃料喷射修正量计算装置备有：

e.计算燃料喷射修正量，使第1空气燃料比检测手段检测出的空气燃料比与期望空气燃料比一致的自适应控制器；

f.调节输入到自适应控制器的自适应参数的自适应参数调节装置；

g.根据第2空气燃料比检测装置检测出的空气燃料比，修正上述期望空气燃料比的修正装置。

11，如权利要求10所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，上述催化装置具有多级催化剂床，同时上述第2空气燃料比检测手段配置在由多级构成的催化剂床之间。

12，如权利要求1至10中的任一项所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，滤波装置连接在第1空气燃料比检测装置上。

13，如权利要求6至12中的任一项所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，滤波装置连接在第2空气燃料比检测装置上。

14，如权利要求12或13所述的内燃机的燃料喷射控制装置，其特征在于，上述滤波装置是低通滤波器。

Images