(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
ａ．多気筒の内燃機関の燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御手段と、
および
ｂ．前記燃料噴射量を操作量として適応パラメータ調整機構によって適応的に同定された適応パラメータを用いて検出空燃比を目標空燃比に一致させる適応制御器と、前記適応パラメータを少なくとも前記検出空燃比に基づいて算出する適応パラメータ調整機構とからなる適応制御系と、
を備えた多気筒の内燃機関の燃料噴射制御装置において、前記適応制御器のパラメータ調整機構が出力する所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記適応制御器および適応パラメータ調整機構の少なくともいずれかに入力すべき適応パラメータの値を決定することを特徴とする多気筒の内燃機関の燃料噴射制御装置。
【請求項２】
前記入力すべき適応パラメータの値は、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータの平均値に応じて求める値であることを特徴とする請求項１項記載の多気筒の内燃機関の燃料噴射制御装置。
【請求項３】
前記多気筒の内燃機関が所定の運転状態にあるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定するのを中止することを特徴とする請求項１項または２項記載の多気筒の内燃機関の燃料噴射制御装置。
【請求項４】
前記多気筒の内燃機関が排気還流機構を備え、排気還流が実行されるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定することを特徴とする請求項１項または２項記載の多気筒の内燃機関の燃料噴射制御装置。
【請求項５】
前記多気筒の内燃機関がキャニスタ・パージ機構を備え、キャニスタ・パージが実行されるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定することを特徴とする請求項１項または２項記載の多気筒の内燃機関の燃料噴射制御装置。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は内燃機関の燃料噴射制御装置に関し、より具体的には適応制御を内燃機関の燃焼サイクルに同期させて動作させる場合に、特定気筒の影響を受けることなく、高精度に空燃比を制御するようにしたものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
近時、内燃機関においても適応制御理論が導入され、気筒に実際に吸入される燃料量が目標燃料量に一致するよう適応的に制御する技術が提案されており、その例としては特開平１−１１０，８５３号の技術を挙げることができる。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
また、本出願人も特願平６−６６５９４号などにおいて適応制御を用いた内燃機関の燃料噴射制御を提案している。ところで、前記の技術においては、適応制御を内燃機関の燃焼サイクルに同期させて動作させる場合に、特定気筒の所定クランク角度に同期させて動作させることになるため、常にその特定気筒の排気ガス空燃比の影響を強く受けることになる。その結果、理論空燃比に制御するときなど、その特定気筒の排気ガス空燃比が、例えばリーン方向にあり、残余の気筒のそれがリッチ方向にあるとすると、適応制御器は操作量をリッチ方向に調整して目標値に一致させるように動作してしまう。それによって、残余の気筒の空燃比は、更にリッチ傾向が高くなってしまう場合がある。
【０００４】
従って、この発明の目的は上記した課題を解決し、適応制御を内燃機関の燃焼サイクルに同期させて動作させる場合にも、適応制御アルゴリズムへ入力する検出空燃比が、空燃比の気筒間バラツキが生じているなどの状態によって特定気筒の影響を大きく受ける際も、その特定気筒の影響を受けることなく、高精度の適応制御を実現できるようにした内燃機関の燃料噴射制御装置を提供することにある。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
上記の目的を達成するために請求項１項にあっては、多気筒の内燃機関の燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御手段と、および前記燃料噴射量を操作量として適応パラメータ調整機構によって適応的に同定された適応パラメータを用いて検出空燃比を目標空燃比に一致させる適応制御器と、前記適応パラメータを少なくとも前記検出空燃比に基づいて算出する適応パラメータ調整機構とからなる適応制御系とを備えた多気筒の内燃機関の燃料噴射制御装置において、前記適応制御器のパラメータ調整機構が出力する所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記適応制御器および適応パラメータ調整機構の少なくともいずれかに入力すべき適応パラメータの値を決定する如く構成した。
【０００６】
請求項２項にあっては、前記入力すべき適応パラメータの値は、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータの平均値に応じて求める値である如く構成した。
【０００７】
請求項３項にあっては、前記多気筒の内燃機関が所定の運転状態にあるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定するのを中止する如く構成した。
【０００８】
請求項４項にあっては、前記多気筒の内燃機関が排気還流機構を備え、排気還流が実行されるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定する如く構成した。
【０００９】
請求項５項にあっては、前記多気筒の内燃機関がキャニスタ・パージ機構を備え、キャニスタ・パージが実行されるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定する如く構成した。
【００１０】
【作用】
請求項１項にあっては、適応制御器のパラメータ調整機構が出力する所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記適応制御器および適応パラメータ調整機構（この明細書で『パラメータ調整機構』とも言う）の少なくともいずれかに入力すべき適応パラメータの値を決定する如く構成したので、適応制御を内燃機関の燃焼サイクルに同期させて動作させる場合にも、適応制御アルゴリズムへ入力する検出空燃比が、空燃比の気筒間バラツキが生じているなどの状態によって特定気筒の影響を大きく受ける際も、その特定気筒の影響を受けることなく、高精度の適応制御を実現することができる。具体的には、特定気筒の影響の防止は、適応制御器で用いる現在の適応パラメータやパラメータ調整機構で用いる適応パラメータの過去値を平滑化するなどして行う。
【００１１】
請求項２項にあっては、前記入力すべき適応パラメータの値は、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータの平均値に応じて求める値である如く構成したので、請求項１項で述べた作用ないし効果に加えて、具体的には平均値に応じて求める値とすることにより、特定気筒の影響を最も受け難くすることができる。
【００１２】
請求項３項にあっては、前記多気筒の内燃機関が所定の運転状態にあるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定するのを中止する如く構成したので、請求項１項で述べた作用ないし効果に加えて、複数の制御サイクルにおいて出力する複数の適応パラメータに基づいて前記入力する適応パラメータの値を決定する、即ち平滑化するのを中止する如く構成したことから、アイドルや低回転などの所定の運転状態において、平滑化を行うことで生じるハンチングなどの現象を回避することができる。
【００１３】
請求項４項にあっては、前記多気筒の内燃機関が排気還流機構を備え、排気還流が実行されるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定する如く構成したので、排気還流の実行によって請求項１項で述べた気筒間のバラツキが大きくなった場合にも、特定気筒の影響を受けることなく、高精度の適応制御を実現することができる。
【００１４】
請求項５項にあっては、前記多気筒の内燃機関がキャニスタ・パージ機構を備え、キャニスタ・パージが実行されるとき、前記所定数の制御周期で算出された複数の適応パラメータに基づいて前記入力すべき適応パラメータの値を決定する如く構成したので、キャニスタ・パージの実行によって請求項１項で述べた気筒間のバラツキが大きくなった場合にも、特定気筒の影響を受けることなく、高精度の適応制御を実現することができる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、添付図面に即してこの発明の実施の形態を説明する。
【００１６】
図１はこの出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置を概略的に示す全体図である。
【００１７】
図において、符号１０はＯＨＣ直列４気筒の内燃機関を示しており、吸気管１２の先端に配置されたエアクリーナ１４から導入された吸気は、スロットル弁１６でその流量を調節されつつサージタンク１８と吸気マニホルド２０を経て、２個の吸気弁（図示せず）を介して第１から第４気筒へと流入される。各気筒の吸気弁（図示せず）の付近にはインジェクタ２２が設けられて燃料を噴射する。噴射されて吸気と一体となった混合気は、各気筒内で図示しない点火プラグで第１、第３、第４、第２気筒の順で点火されて燃焼してピストン（図示せず）を駆動する。
【００１８】
燃焼後の排気ガスは、２個の排気弁（図示せず）を介して排気マニホルド２４に排出され、排気管２６を経て触媒装置（三元触媒）２８で浄化されて機関外に排出される。上記で、スロットル弁１６はアクセルペダル（図示せず）とは機械的に切り離され、パルスモータＭを介してアクセルペダルの踏み込み量および運転状態に応じた開度に制御される。また、吸気管１２には、スロットル弁１６の配置位置付近にそれをバイパスするバイパス路３２が設けられる。
【００１９】
ここで、内燃機関１０には、排気ガスを吸気側に還流させる排気還流機構１００が設けられる。
【００２０】
図２を参照して説明すると、排気還流機構１００の排気還流路１２１は、一端１２１ａが排気管２６の第１の触媒装置２８（図２に図示省略）の上流側に、他端１２１ｂが吸気管１２のスロットル弁１６（図２で図示省略）の下流側に連通する。この排気還流路１２１の途中には、排気還流量を調節する排気還流弁（還流ガス制御弁）１２２および容積室１２１ｃが、設けられる。この排気還流弁１２２はソレノイド１２２ａを有する電磁弁であり、ソレノイド１２２ａは後述する制御ユニット（ＥＣＵ）３４に接続され、制御ユニット３４からの出力によってその弁開度をリニアに変化させる。排気還流弁１２２には、その弁開度を検出するリフトセンサ１２３が設けられ、その出力は制御ユニット３４に送出される。
【００２１】
更に、内燃機関１０の吸気系と燃料タンク３６との間も接続され、キャニスタ・パージ機構２００が設けられる。
【００２２】
キャニスタ・パージ機構２００は図３に示す如く、密閉された燃料タンク３６の上部と吸気管１２のスロットル弁１６の下流側との間に構成された、蒸気供給通路２２１、吸着剤２３１を内蔵するキャニスタ２２３、及びパージ通路２２４からなる。蒸気供給通路２２１の途中には２ウェイバルブ２２２が装着され、パージ通路２２４の途中にはパージ制御弁２２５、パージ通路２２４を流れる燃料蒸気を含む混合気の流量を検出する流量計２２６、および該混合気中のＨＣ濃度を検出するＨＣ濃度センサ２２７が設けられる。パージ制御弁（電磁弁）２２５は後述の如く制御ユニット３４に接続され、それからの信号に応じて制御されて開弁量をリニアに変化させる。
【００２３】
このキャニスタ・パージ機構によれば、燃料タンク３６内で発生した燃料蒸気（燃料ベーパ）は、所定の設定量に達すると２ウェイバルブ２２２の正圧バルブを押し開き、キャニスタ２２３に流入し、吸着剤２３１によって吸着され貯蔵される。制御ユニット３４からのオンオフ制御信号のデューティ比に応じた開弁量だけパージ制御弁２２５が開弁されると、キャニスタ２２３に一時貯えられていた蒸発燃料は、吸入管１２内の負圧により、外気取込口２３２から吸入された外気と共にパージ制御弁２２５を経て吸気管１２へ吸引され、各気筒へ送られる。また外気などで燃料タンク３６が冷却されて燃料タンク内の負圧が増すと、２ウェイバルブ２２２の負圧バルブが開弁し、キャニスタ２２３に一時貯えられていた蒸発燃料は燃料タンク３６へ戻される。
【００２４】
更に、内燃機関１０は、いわゆる可変バルブタイミング機構３００（図１にV/T と示す）を備える。可変バルブタイミング機構３００は例えば、特開平２−２７５，０４３号公報に記載されており、機関回転数Ｎｅおよび吸気圧力Ｐｂなどの運転状態に応じて機関のバルブタイミングV/T を図４に示す２種のタイミング特性LoV/T, HiV/Tの間で切り換える。但し、それ自体は公知な機構なので、説明は省略する。尚、このバルブタイミング特性の切り換えには、２個の吸気弁の一方を休止する動作を含む。
【００２５】
図１において内燃機関１０のディストリビュータ（図示せず）内にはピストン（図示せず）のクランク角度位置を検出するクランク角センサ４０が設けられると共に、スロットル弁１６の開度を検出するスロットル開度センサ４２、スロットル弁１６下流の吸気圧力Ｐb を絶対圧力で検出する絶対圧センサ４４も設けられる。また、内燃機関１０の適宜位置には大気圧Ｐa を検出する大気圧センサ４６が設けられ、スロットル弁１６の上流側には吸入空気の温度を検出する吸気温センサ４８が設けられると共に、機関の適宜位置には機関冷却水温を検出する水温センサ５０が設けられる。また、油圧を介して可変バルブタイミング機構３００の選択するバルブタイミング特性を検出するバルブタイミング（V/T ）センサ５２（図１で図示省略）も設けられる。更に、排気系において、排気マニホルド２４の下流側で触媒装置２８の上流側の排気系集合部には、広域空燃比センサ５４が設けられる。これらセンサ出力は、制御ユニット３４に送られる。
【００２６】
図５は制御ユニット３４の詳細を示すブロック図である。広域空燃比センサ５４の出力は検出回路６２に入力され、そこで適宜な線型化処理が行われてリーンからリッチにわたる広い範囲において排気ガス中の酸素濃度に比例したリニアな特性からなる検出信号を出力する（以下、この広域空燃比センサを「ＬＡＦセンサ」と呼ぶ）。
【００２７】
検出回路６２の出力は、マルチプレクサ６６およびＡ／Ｄ変換回路６８を介してＣＰＵ内に入力される。ＣＰＵはＣＰＵコア７０、ＲＯＭ７２、ＲＡＭ７４を備え、検出回路６２の出力はより詳しくは、所定のクランク角度（例えば１５度）ごとにＡ／Ｄ変換され、ＲＡＭ７４内のバッファの１つに順次格納される。１２個のバッファには後で図５３に示すように、０から１１までのＮｏ．が付される。また、スロットル開度センサ４２などのアナログセンサ出力も同様にマルチプレクサ６６およびＡ／Ｄ変換回路６８を介してＣＰＵ内に取り込まれ、ＲＡＭ７４に格納される。
【００２８】
またクランク角センサ４０の出力は波形整形回路７６で波形整形された後、カウンタ７８で出力値がカウントされ、カウント値はＣＰＵ内に入力される。ＣＰＵにおいてＣＰＵコア７０は、ＲＯＭ７２に格納された命令に従って後述の如く制御値を演算し、駆動回路８２を介して各気筒のインジェクタ２２を駆動する。更に、ＣＰＵコア７０は、駆動回路８４，８６，８８を介して電磁弁９０（２次空気量を調節するバイパス路３２の開閉）、および前記した排気還流制御用電磁弁１２２ならびにキャニスタ・パージ制御用電磁弁２２５を駆動する。尚、図５でリフトセンサ１２３、流量計２２６およびＨＣ濃度センサ２２７の図示は省略した。
【００２９】
図６は出願に係る制御装置の動作を示すフロー・チャートである。
【００３０】
以下説明すると、先ずＳ１０において検出した機関回転数Ｎｅおよび吸気圧力Ｐb などを読み出し、Ｓ１２に進んでクランキングか否か判断し、否定されるときはＳ１４に進んでフューエルカットか否か判断する。フューエルカットは、所定の運転状態、例えばスロットル弁開度が全閉位置にあり、かつ機関回転数が所定値以上であるときに行われ、燃料供給が停止されて噴射量はオープンループで制御される。
【００３１】
Ｓ１４でフューエルカットではないと判断されたときはＳ１６に進み、検出した機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとからマップを検索して基本燃料噴射量Ｔimを算出する。次いでＳ１８に進んでＬＡＦセンサ５４の活性化が完了したか否か判定する。これは例えば、ＬＡＦセンサ５４の出力電圧とその中心電圧との差を所定値（例えば０．４Ｖ）と比較し、差が所定値より小さいとき活性化が完了したと判定することで行う。活性化が完了したと判断されるときはＳ２０に進み、フィードバック制御領域か否か判断する。高回転、全開増量、ないしは高水温などにより運転状態が変化したようなときは、噴射量はオープンループ制御される。Ｓ２０でフィードバック制御領域と判断されるときはＳ２２に進み、ＬＡＦセンサ検出値を読み込み、Ｓ２４に進んで検出値から検出空燃比KACT(k) （ｋ：離散系におけるサンプリング時刻。以下同じ）を求める。次いでＳ２６に進んでＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数KLAF(k) を演算する。
【００３２】
このＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数KLAFは、以下の通り演算される。
【００３３】
先ず、目標空燃比KCMDと検出空燃比KACTの制御偏差DKAFを
DKAF(k) ＝KCMD(k-d’) −KACT(k)
と求める。上記でKCMD(k-d’) ：目標空燃比（ここでｄ’はKCMDがKACTに反映されるまでの無駄時間を示し、よって無駄時間制御周期前の目標空燃比を意味する）、KACT(k) ：検出空燃比（今回制御周期の）を示す。尚、この明細書で空燃比は目標値KCMDも検出値KACTも実際は当量比、即ち、Ｍst／Ｍ＝１／λで示している（Ｍst：理論空燃比、Ｍ＝Ａ／Ｆ（Ａ：空気消費量、Ｆ：燃料消費量、λ：空気過剰率））。
【００３４】
次いで、それに所定の係数を乗じてＰ項KLAFP(k)、Ｉ項KLAFI(k)、およびＤ項KLAFD(k)を
Ｐ項：KLAFP(k)＝DKAF(k) ×KP
Ｉ項：KLAFI(k)＝KLAFI(k-1)＋DKAF(k) ×KI
Ｄ項：KLAFD(k)＝（DKAF(k) −DKAF(k-1) ）×KD
と求める。
【００３５】
このようにＰ項は偏差に比例ゲインKPを乗じて求め、Ｉ項は偏差に積分ゲインKIを乗じて得た値をフィードバック補正係数の前回値KLAFI(k-1)に加算して求め、Ｄ項は偏差の今回値DKAF(k) と前回値DKAF(k-1) の差に微分ゲインKDを乗じて求める。尚、各ゲインKP,KI,KDは、機関回転数と機関負荷に応じて求められ、より具体的にはマップを用いて機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから検索できるように設定しておく。最後に、よって得た値を
KLAF(k) ＝KLAFP(k)＋KLAFI(k)＋KLAFD(k)
と合算してＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数の今回値KLAF(k) とする。尚、この場合、乗算補正によるフィードバック補正係数とするため、オフセット分である１．０はＩ項KLAFI(k)に含まれているものとする（即ち、KLAFI(k)の初期値は１．０とする）。
【００３６】
図６フロー・チャートにおいては続いてＳ２８に進んで適応制御則によるフィードバック補正係数KSTR(k) を演算する。この適応制御則によるフィードバック補正係数KSTR(k) については後で詳しく説明する。
【００３７】
続いてＳ３０に進み、求めた基本燃料噴射量Ｔimに目標空燃比補正係数KCMDM(k)およびその他の補正係数KTOTAL（水温補正など乗算で行う各種の補正係数の積算値）を乗算し、内燃機関が要求する要求燃料噴射量Ｔcyl(k)を決定する。この制御においては前述の通り目標空燃比を実際には当量比として求めていると共に、それを燃料噴射量の補正係数としても用いる。尚、詳しくは気化熱で吸入空気の充填効率が相違することから、目標空燃比に適宜な特性で充填効率補正を施して目標空燃比補正係数KCMDM とする。
【００３８】
続いてＳ３２に進んで要求燃料噴射量Ｔcyl(k)に、Ｓ２６もしくはＳ２８で求めたフィードバック補正係数KLAF(k) もしくはKSTR(k) のいずれかを乗算し、その積に加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔout(k)を決定する。ここで、加算項TTOTALは、気圧補正など加算値で行う補正係数の合計値を示す（但し、インジェクタの無効時間などは出力燃料噴射量Ｔout の出力時に別途加算されるので、これに含まれない）。
【００３９】
続いてＳ３４に進んで決定した出力燃料噴射量Ｔout(k)に機関冷却水温などから付着係数マップを検索して得られる付着係数を用いて付着補正を行い、出力燃料噴射量Ｔout(k)の吸気管壁面付着補正（付着補正後の値をＴout-F (k) とする）を行う。尚、この吸気管壁面付着補正自体はこの発明の要旨と直接の関連を有しないので、説明は省略する。次いでＳ３６に進んで付着補正した出力燃料噴射量Ｔout-F(k)を出力して終わる。
【００４０】
尚、Ｓ１８ないしＳ２０で否定されたときはＳ３８に進み、基本燃料噴射量Ｔim(k) に目標空燃比補正係数KCMDM(k)と各種補正係数KTOTALを乗じると共に、その積に補正加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔout を算出し、Ｓ３４以降に進む。またＳ１２でクランキングと判断されたときはＳ４０に進んでクランキング時の燃料噴射量Ｔicr を検索し、Ｓ４２に進んで始動モードの式によって出力燃料噴射量Ｔout を算出すると共に、Ｓ１４でフューエルカットと判断されるときはＳ４４に進んで出力燃料噴射量Ｔout を零とする。
【００４１】
次に、図６フロー・チャートのＳ２８で触れた適応制御則を用いたフィードバック補正係数KSTR(k) の演算について説明する。
【００４２】
図７はその動作をより機能的に示すブロック図である。
【００４３】
図示の装置は、本出願人が先に提案した適応制御技術を前提とする。それはＳＴＲ（セルフチューニングレギュレータ）コントローラからなる適応制御器とその適応（制御）パラメータ（ベクトル）を調整する適応（制御）パラメータ調整機構とからなり、ＳＴＲコントローラは、燃料噴射量制御のフィードバック系の目標値と制御量（プラント出力）を入力し、適応パラメータ調整機構によって同定された係数ベクトルを受け取って出力を算出する。
【００４４】
このような適応制御において、適応制御の調整則（機構）の一つに、Ｉ．Ｄ．ランダウらの提案したパラメータ調整則がある。この手法は、適応制御システムを線形ブロックと非線形ブロックとから構成される等価フィードバック系に変換し、非線形ブロックについては入出力に関するポポフの積分不等式が成立し、線形ブロックは強正実となるように調整則を決めることによって、適応制御システムの安定を保証する手法である。即ち、ランダウらの提案したパラメータ調整則においては、漸化式形式で表される調整則（適応則）が、上記したポポフの超安定論ないしはリヤプノフの直接法の少なくともいづれかを用いることでその安定性を保証している。
【００４５】
この手法は、例えば「コンピュートロール」（コロナ社刊）Ｎｏ．２７，２８頁〜４１頁、ないしは「自動制御ハンドブック」（オーム社刊）７０３頁〜７０７頁、" A Survey of Model Reference Adaptive Techniques - Theory and Ap-plication" I.D. LANDAU「Automatica」Vol. 10, pp. 353-379, 1974、"Unifi- cation  of Discrete Time Explicit Model Reference Adaptive ControlDesigns" I.D.LANDAU ほか「Automatica」Vol. 17, No. 4, pp. 593-611, 1981 、および" Combining Model Reference Adaptive Controllers and Stochastic Self-tuning Regulators" I.D. LANDAU 「Automatica」Vol. 18, No. 1, pp. 77-84, 1982 に記載されているように、公知技術となっている。
【００４６】
図示例の適応制御技術では、このランダウらの調整則を用いた。以下説明すると、ランダウらの調整則では、離散系の制御対象の伝達関数Ｂ(Z-1)/Ａ(Z-1) の分母分子の多項式を数１および数２のようにおいたとき、パラメータ調整機構が同定する適応パラメータθハット(k) は、数３のようにベクトル（転置ベクトル）で示される。またパラメータ調整機構への入力ζ(k) は、数４のように定められる。ここでは、ｍ＝１、ｎ＝１、ｄ＝３の場合、即ち、１次系で３制御サイクル分の無駄時間を持つプラントを例にとった。
【００４７】
【数１】
0003725927.tif 000002
【００４８】
【数２】
0003725927.tif 000003
【００４９】
【数３】
0003725927.tif 000004
【００５０】
【数４】
0003725927.tif 000005
【００５１】
ここで、数３に示される適応パラメータθハットは、ゲインを決定するスカラ量ｂ0 ハット-1(k) 、操作量を用いて表現される制御要素ＢR ハット(Z-1, k)および制御量を用いて表現される制御要素Ｓ（Z -1, k)からなり、それぞれ数５から数７のように表される。
【００５２】
【数５】
0003725927.tif 000006
【００５３】
【数６】
0003725927.tif 000007
【００５４】
【数７】
0003725927.tif 000008
【００５５】
パラメータ調整機構はこれらのスカラ量や制御要素の各係数を同定・推定し、前記した数３に示す適応パラメータθハットとして、ＳＴＲコントローラに送る。パラメータ調整機構は、プラントの操作量ｕ（ｉ）および制御量ｙ（ｊ）（ｉ，ｊは過去値を含む）を用いて目標値と制御量との偏差が零となるように適応パラメータθハットを算出する。適応パラメータθハットは、具体的には数８のように計算される。数８で、Γ(k) は適応パラメータの同定・推定速度を決定するゲイン行列（ｍ＋ｎ＋ｄ次）、ｅアスタリスク(k) は同定・推定誤差を示す信号で、それぞれ数９および数１０のような漸化式で表される。
【００５６】
【数８】
0003725927.tif 000009
【００５７】
【数９】
0003725927.tif 000010
【００５８】
【数１０】
0003725927.tif 000011
【００５９】
また数９中のλ１(k) ，λ２(k) の選び方により、種々の具体的なアルゴリズムが与えられる。例えば、λ１(k) ＝１，λ２(k) ＝λ（０＜λ＜２）とすると漸減ゲインアルゴリズム（λ＝１の場合には最小自乗法）、λ１(k) ＝λ１（０＜λ１＜１），λ２(k) ＝λ２（０＜λ２＜λ）とすると可変ゲインアルゴリズム（λ２＝１の場合には重み付き最小自乗法）、λ１(k) ／λ２(k) ＝σとおき、λ３が数１１のように表されるとき、λ１(k) ＝λ３とおくと固定トレースアルゴリズムとなる。また、λ１(k) ＝１，λ２(k) ＝０のとき固定ゲインアルゴリズムとなる。この場合は数９から明らかな如く、Γ(k) ＝Γ(k-1) となり、よってΓ(k) ＝Γの固定値となる。燃料噴射ないし空燃比などの時変プラントには、漸減ゲインアルゴリズム、可変ゲインアルゴリズム、固定ゲインアルゴリズム、および固定トレースアルゴリズムのいずれもが適している。
【００６０】
【数１１】
0003725927.tif 000012
【００６１】
ここで、図７にあっては、前記したＳＴＲコントローラ（適応制御器）と適応パラメータ調整機構とは燃料噴射量演算系の外におかれ、検出空燃比KACT(k) が目標空燃比KCMD(k-d’) （ここでｄ’は前述の如くKCMDがKACTに反映されるまでの無駄時間）に適応的に一致するように動作してフィードバック補正係数KSTR(k) を演算する。即ち、ＳＴＲコントローラは、適応パラメータ調整機構によって適応的に同定された係数ベクトルθハット(k) を受け取って目標空燃比KCMD(k-d’）に一致するようにフィードバック補償器を形成する。演算されたフィードバック補正係数KSTR(k) は要求燃料噴射量Ｔcyl(k)に乗算され、補正された燃料噴射量が出力燃料噴射量Ｔout(k)として付着補正補償器を介して制御プラント（内燃機関）に供給される。
【００６２】
このように、フィードバック補正係数KSTR(k) および検出空燃比KACT(k) が求められて適応パラメータ調整機構に入力され、そこで適応パラメータθハット(k) が算出されてＳＴＲコントローラに入力される。ＳＴＲコントローラには入力として目標空燃比KCMD(k) が与えられ、検出空燃比KACT(k) が目標空燃比KCMD(k-d')に一致するように漸化式を用いてフィードバック補正係数KSTR(k) を算出する。
【００６３】
フィードバック補正係数KSTR(k) は、具体的には数１２に示すように求められる。
【００６４】
【数１２】
0003725927.tif 000013
【００６５】
他方、検出空燃比KACT(k) と目標空燃比KCMD(k) とは、図６フロー・チャートのＳ２６で先に説明したＰＩＤ制御則による制御器（図にＰＩＤと示す）にも入力され、排気系集合部の検出空燃比と目標空燃比との偏差を解消すべくＰＩＤ制御則に基づいて第２のフィードバック補正係数KLAF(k) が算出される。適応制御則によるフィードバック補正係数KSTRとＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数KLAFは、図７の切換機構４００を介していずれか一方が燃料噴射量の演算に用いられる。そして、後述の如く適応制御系（ＳＴＲコントローラ）の動作が不安定と判別されたとき、もしくは適応制御系の適応領域外の場合、適応制御則に基づくフィードバック補正係数KSTR(k) に代えて、ＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数KLAF(k) が使用される。
【００６６】
ところで、内燃機関の燃料噴射量を制御するとき、図５７に示すように、噴射量を演算し、演算された燃料が気筒内で圧縮、爆発、排気されるまでにある程度の時間を要する。更に、排気ガスがＬＡＦセンサに到達するまでの時間やセンサ自体の検出遅れ、更には検出値から実際に気筒に吸入された燃料量を演算するに要する時間までを考えると、この時間は更に大きくなる。このように内燃機関の燃料噴射量制御においては無駄時間が必然的に伴う。１気筒に注目して無駄時間を例えば前述の如く燃焼サイクルで３回分とすると、ＴＤＣ数では内燃機関が４気筒のとき、図８に示す如く、１２ＴＤＣとなる。尚、ここで" 燃焼サイクル" は、吸入、圧縮、爆発、排気からなる４行程で、この実施の形態の場合は４ＴＤＣに相当する。
【００６７】
上記した適応制御器（ＳＴＲコントローラ）において、適応パラメータθハット(k) の要素の数は、数３から明らかな通り、ｍ＋ｎ＋ｄ個となって、無駄時間ｄに比例する。先の例の如く無駄時間を３とすると、刻々と変化する運転状態に対応すべく、ＳＴＲコントローラと適応パラメータ調整機構をＴＤＣ同期で動作させるとき、適応パラメータθハット(k) の要素の数は、ｍ＝ｎ＝１とおいても、図８に示す如く、ｄ＝１２（３燃焼サイクル×４ＴＤＣ）となり、ｍ＋ｎ＋ｄ＝１４となる。その結果、ゲイン行列Γの演算が１４×１４の行列演算となり、演算量が多くなって車載コンピュータの負荷が増加し、通例の車載コンピュータの性能では、機関回転数の上昇に伴い、１ＴＤＣ内に演算を完了することが困難となると同時に、前述の通り、無駄時間の回数の増加は制御性の悪化を招く。
【００６８】
そこで、図示に係る内燃機関の燃料噴射制御装置では、刻々と変化する運転状態に可能な限り対応できると共に、行列演算量を低減して車載コンピュータの負荷を軽減するようにした。具体的には、図９に示す如く、パラメータ調整機構には燃焼サイクル、より具体的には特定気筒（第１気筒など）の所定のクランク角度（ＴＤＣなど）のみに同期させて制御プラント出力を入力させ、前記した適応パラメータθハットを演算させる。
【００６９】
ここで、適応パラメータθハットの演算は図９から明らかな如く、全気筒の所定のクランク角度（ＴＤＣなど）で行う。尚、ＳＴＲコントローラが全気筒の所定のクランク角度（ＴＤＣなど）に同期して動作してフィードバック補正係数を算出することは図８に示した構成と異ならない。
【００７０】
このように、例えば燃焼サイクル、即ち、特定の気筒の所定のクランク角度のみに同期させて動作させると、ｄ＝３となり、適応パラメータθハットの要素数はｍ＋ｎ＋ｄ＝５となり、ゲイン行列Γの演算は１４×１４から５×５の行列演算に減少し、車載コンピュータの負荷が軽減して１ＴＤＣ内で演算を処理することが可能となる。前述の如く、制御対象の無駄時間が大きいことは、少ない場合に比して一般的に制御性は悪化し、特に、適応制御においては顕著となるが、上記のように構成したことで無駄時間を大幅に低減させることができ、制御性を向上させることができる。
【００７１】
上記は、具体的には、数１ないし数１２の制御サイクルｋを気筒毎にとることで、実現可能となる。より具体的には、４気筒の内燃機関の場合、数４を数１３に、数８を数１４に、数９を数１５に、数１０ないし数１２を数１６ないし数１８のように変更すれば良い。
【００７２】
【数１３】
0003725927.tif 000014
【００７３】
【数１４】
0003725927.tif 000015
【００７４】
【数１５】
0003725927.tif 000016
【００７５】
【数１６】
0003725927.tif 000017
【００７６】
【数１７】
0003725927.tif 000018
【００７７】
【数１８】
0003725927.tif 000019
【００７８】
これにより、図９に示す構成においても、図８に示す構成と同様に制御周期を全気筒のＴＤＣ毎にとる、即ち、全気筒のＴＤＣに同期させて適応パラメータを演算しながら、演算で用いる行列、ベクトルの次数を減らすことが可能となる。もちろん、制御サイクルを気筒別にとり、数１ないし数１２の制御サイクルｋをＫ＝気筒数×ｋとおくことで気筒別に内部変数を持つ構成にしても、同様に動作することは言うまでもない。尚、ここでのＫは燃焼サイクル数を、ｋはＴＤＣを示す。図１０は図８の構成をＳＴＲコントローラとパラメータ調整機構とに焦点をおいて書き直した図である。図１０において、ＳＴＲコントローラの作動周期ｍ×ＴＤＣとパラメータ調整機構の作動周期ｎ×ＴＤＣとをそれぞれｍ＝ｎ＝１とすれば、図８と図９に示す構成となる。ここで、パラメータ調整機構の入力周期をＴＤＣに同期させ、無駄時間をｄ＝２とすれば、図８の構成となる。一方、パラメータ調整機構の入力周期を燃焼サイクルに同期させ、無駄時間をｄ＝３とすれば、図９の構成となる。
【００７９】
しかしながら、プラント出力を燃焼サイクルに同期させてパラメータ調整機構に入力して演算（動作）させることは、特定気筒の所定クランク角度に同期させて動作させることになるため、常にその特定気筒の排気ガス空燃比の影響を強く受けることになる。その結果、理論空燃比に制御するときなど、その特定気筒の排気ガス空燃比が例えばリーン方向にあり残余の気筒のそれがリッチ方向にあるとすると、適応制御器（ＳＴＲコントローラ）は操作量をリッチ方向に調整して目標値に一致させるように動作してしまい、それによって残余の気筒の空燃比は更にリッチ傾向が高くなってしまう場合がある。
【００８０】
その意図から、図示の装置では、後述の如く、プラント出力をパラメータ調整機構に燃焼サイクルに同期させて入力させて動作させることで適応パラメータの要素の数を減少させて行列演算量を軽減すると共に、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を強く受けないようにした。これを実現させるためには、以下のように動作させる。
【００８１】
パラメータ調整機構は燃焼サイクルに同期して動作、即ち、４気筒のうちの特定気筒の所定のクランク角度に同期して動作させることになるが、制御量ｙ(k) を燃焼サイクル間の各気筒の所定クランク角度、例えばＴＤＣごとに検出空燃比KACT(k) の平均値、例えば単純平均値、として求めてパラメータ調整機構に入力することで、その特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響されることがないようにした。
【００８２】
更に、所定クランク角度ごとに、パラメータ調整機構が算出する適応パラメータθハットについても平均値を求めると共に、ＳＴＲコントローラが算出するフィードバック補正係数KSTR(k) についても平均値を求めるようにし、それによって一層特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響されることがないようにした。
【００８３】
図１１はその演算作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。
【００８４】
同図に従って説明すると、先ずＳ１００で機関が所定の運転領域にあるか否か判断する。ここで、所定の運転領域とはアイドルを含む低回転領域とする。Ｓ１００で所定の運転領域にないと判断されるときはＳ１０２に進み、図６のＳ２４で当該気筒について算出された今回算出空燃比KACT(k) 、前回燃焼気筒についての前回算出空燃比KACT(k-1) 、前前回燃焼気筒についての前前回算出空燃比KACT(k-2) 、前前前回燃焼気筒についての前前前回算出空燃比KACT(k-3) の平均値KACTAVE を求め、それをプラント出力である制御量ｙ(k) とする。即ち、制御周期を３回前まで遡り、当該気筒を含む４気筒について１燃焼サイクルの間に算出された空燃比の単純平均値を求め、制御量ｙ(k) とする。この手法で、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減することができる。
【００８５】
続いてＳ１０４に進み、図７末尾に示すように、パラメータ調整機構で今求めた制御量ｙ(k) などから数３に従って適応パラメータθハット(k) を算出し、ＳＴＲコントローラに入力する。
【００８６】
続いて、Ｓ１０６に進み、今回算出する適応パラメータθハット(k) を含めた３制御周期前までの算出値、即ち、１燃焼サイクル間のθハット(k) 、θハット(k-1) 、θハット(k-2) およびθハット(k-3) の平均値、例えば単純平均値AVE-θハット(k) を演算する。即ち、パラメータ調整機構の入力側ではなく、その出力側の適応パラメータθハット(k) について４気筒のそれに対応する４制御周期分（１燃焼サイクル）のθハットの平均値を求めてＳＴＲコントローラに入力する。この手法を用いても、ＳＴＲコントローラに対して４気筒のθハット(k) の平均値を入力しても特定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減すると言う目的を達成することができる。尚、θハットは数３に示すようにベクトルとして求められるため、その平均値は、ベクトルの各要素ｓ０，ｒ１，ｒ２，ｒ３，ｂ０の平均値を求めることで算出する。尚、いずれかの要素について平均値を求め、他の要素はそれに比例するように変化量を求め、それらからθハットの平均値を算出しても良い。Ｓ１０６では、その意味を含めてθハットの平均値を求める式を模式的に示した。
【００８７】
続いてＳ１０８に進み、ＳＴＲコントローラにおいて入力値に基づいて数１２に従ってフィードバック補正係数KSTR(k) を算出し、次いでＳ１１０に進み、上で今回演算したフィードバック補正係数KSTR(k) を含む３制御周期前までの算出値、即ち、１燃焼サイクル間のKSTR(k),KSTR(k-1),KSTR(k-2) およびKSTR(k-3) の平均値、例えば単純平均値AVEKSTR(k)を演算する。即ち、パラメータ調整機構側ではなく、燃料演算系のフィードバック補正係数である制御入力KSTR(k) を出力するＳＴＲコントローラについて４気筒のそれに対応する４制御周期分（１燃焼サイクル）のKSTRの平均値を求めても、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減すると言う目的を達成することができるからである。
【００８８】
他方、Ｓ１００で所定の運転領域にあると判断されるときはＳ１１２に進んでｙ(k) の演算、即ち、当該気筒について図６のＳ２４で求めた今回算出当量比KACT(k) をそのまま制御量（プラント出力）とする。そして、Ｓ１１４に進んで先のＳ１０４と同様に適応パラメータθハット(k) を算出し、Ｓ１１６に進んでＳ１０８と同様にフィードバック補正係数KSTR(k) を算出する。
【００８９】
このように、全気筒の空燃比の平均値が求められ、制御量ｙ(k) としてパラメータ調整機構に入力されるので、特定気筒（例えば第１気筒）の当量比、より具体的には排気ガス空燃比に大きく影響されることがない。更に、ＳＴＲコントローラ出力についても最新値ｕ(k) ＝KSTR(k) を含む４制御周期分の値が用いられて信号ベクトルζが求められ、パラメータ調整機構に入力されるので、特定気筒の排気ガス空燃比の影響は更に減少する。
【００９０】
また、パラメータ調整機構の入力側ではなく、その出力側の適応パラメータθハット(k) について４気筒のそれに対応する４制御周期分（１燃焼サイクル）のθハットの平均値を求めてＳＴＲコントローラに入力するようにしたので、その平滑化によっても、特定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減すると言う目的を達成することができる。更に、パラメータ調整機構側ではなく、燃料演算系のフィードバック補正係数であるKSTR(k) を出力するＳＴＲコントローラについても、４気筒のそれに対応する４制御周期分（１燃焼サイクル）のKSTRの平均値を求めるようにしたので、同様に特定気筒の排気ガス空燃比の影響を低減することができる。
【００９１】
他方、Ｓ１００で機関が所定の運転領域、具体的にはアイドルを含む低回転領域にあるか否か判断し、肯定されるときは平均値を算出しないようにしたので、不都合が生じることがない。即ち、低回転時は制御サイクルが長くなるため、ＬＡＦセンサの応答遅れが無視できるようになる。逆に、検出空燃比KACT(k) とその平均値KACTAVE の位相が図１２のようにずれるため、制御系の無駄時間が変化したのと同じ現象が起きる。そのため、位相がずれているKACTAVE(k)を用いて適応制御を行うと、ハンチングなどの悪影響が起こる可能性がある。そのために、アイドル運転時など低回転状態にあってこの影響を受けるときは、平滑化を停止するようにした。
【００９２】
尚、上記において、Ｓ１０６で算出する適応パラメータθハットの平均値AVE-θハット(k) は、数１０に示す同定誤差信号ｅアスタリスクの算出には用いないこととする。即ち、同定誤差信号ｅアスタリスクは検出空燃比と目標空燃比との誤差の大きさを評価する関数なので、上記の如く求めたAVE-θハット(k) を数１０の算出に用いると、誤差が不正確となる場合があるため、AVE-θハット(k) は数８の算出のみ用い、数１０の算出には用いない運転領域を設けることが有益である。
【００９３】
また、上記において、Ｓ１０２，Ｓ１０６，Ｓ１１０で空燃比、θハット(k) 、KSTR(k) の平均値を全て用いるようにしたが、いずれか１つ、もしくは適切な２つを用いても良いことは言うまでもない。また、機関始動時ないしはＳＴＲコントローラの演算再開の平均値の演算において、過去値がないときは、適宜な所定値を用いることも言うまでもない。
【００９４】
尚、適応パラメータθハット(k) やフィードバック補正係数KSTR(k) の平均値を求める場合には、それらの値をパラメータ調整機構に対して必ずしも入力させる必要がない。これは、適応パラメータθハット(k) の平均値を用いてＳＴＲコントローラで算出されるフィードバック補正係数KSTR(k) は、特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響されない値に既になっているからである。同様に、ＳＴＲコントローラで算出されるフィードバック補正係数KSTR(k) の平均値も、その値自体が特定気筒の排気ガス空燃比に大きく影響されない値になっているからである。
【００９５】
図６フロー・チャートのＳ３２で示したフィードバック補正係数の選択について説明する。
【００９６】
図１３はその作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。
【００９７】
同図に従って説明すると、先ずＳ２００で適応制御系の適用領域にあるか否か判断する。例えば、極低水温域などの燃焼不安定運転領域などでは、正確な算出空燃比KACT(k) が求まらないため適用領域外とし、その場合にはＳ２１０に進んでＰＩＤ制御則によって求めたフィードバック補正係数KLAF(k) を使用して出力燃料噴射量Ｔout(k)を算出する。適用領域にあると判断されるときはＳ２０２に進んで適応パラメータθハットの各要素を用いて適応制御系の安定性を判別する。
【００９８】
具体的には、ＳＴＲコントローラが算出するフィードバック補正係数KSTR(k) の伝達特性は、数１９のように表される。
【００９９】
【数１９】
0003725927.tif 000020
【０１００】
ここで、付着補正が正しく、燃料演算系の外乱が存在しない状態を仮定すると、KSTR(k) とKACT(k) の伝達特性は、数２０のようになる。
【０１０１】
【数２０】
0003725927.tif 000021
【０１０２】
KCMD(k) から補正係数KSTR(k) の伝達関数は、数２１のようになる。
【０１０３】
【数２１】
0003725927.tif 000022
【０１０４】
ここで、ｂ０はゲインを決定するスカラ量であるため、０あるいは負となり得ないので、数２１の伝達関数の分母関数ｆ（ｚ）＝ｂ０Ｚ3 ＋ｒ１Ｚ2 ＋ｒ２Ｚ＋ｒ３＋ｓ０は、図１４に示す関数のいずれかになる。そこで、実根が単位円内にあるか否かを判別する、即ち、図１５に示すように、ｆ（−１）＜０ないしｆ（１）＞０であるか否かを判別すれば、肯定されるときは実根が単位円内にあることになるので、それから系が安定しているか否かを容易に判定することができる。
【０１０５】
そこでＳ２０４に進んで上記から適応制御系が不安定か否か判断し、肯定されるときはＳ２０６に進んで適応パラメータベクトルθハットを初期値に戻す。これにより、系の安定を回復することができる。続いてＳ２０８に進んでゲイン行列Γを補正する。ゲイン行列Γはパラメータ調整機構の変化（収束）速度を決定するものであることから、この補正は収束速度を遅くするように行う。ここでは、ゲイン行列Γの各要素を小さい値に置換する。それによっても同様に系の安定を回復することができる。続いてＳ２１０に進み、図示の如く、適応制御系が不安定であることからフィードバック補正係数としてはＰＩＤ制御則による補正係数KLAF(k) を用い、それを要求燃料噴射量Ｔcyl (k) に乗じると共に、その積に加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔout(k)を決定する。
【０１０６】
尚、Ｓ２０４で適応制御系が不安定ではないと判断されるときはＳ２１２に進んで、図示の如く、フィードバック補正係数として適応制御則による補正係数KSTR(k) を用いて出力燃料噴射量Ｔout(k)を算出する。このとき、図１１フロー・チャートのＳ１１０でフィードバック補正係数KSTRの平均値が求められているときは、その平均値を使用することは言うまでもない。
【０１０７】
尚、図７ブロック図において、切換機構４００の出力ｕ(k) は、ＳＴＲコントローラおよびパラメータ調整機構に入力される。これは、ＰＩＤ制御則によるフィードバック補正係数KLAFが選択されたときも適応制御則によるフィードバック補正係数KSTRの演算を可能にするためである。
【０１０８】
この実施の形態においては上記のように構成した結果、パラメータ調整機構は全気筒ＴＤＣごとに動作するにも関わらず、適応パラメータの要素の数が５となってΓ行列演算は５×５に減少して車載コンピュータの負荷が軽減し、通例の性能の車載コンピュータで１ＴＤＣ間に演算を完了することが可能となる。他方、ＳＴＲコントローラも全気筒ＴＤＣごとにフィードバック補正係数KSTRを算出すると共に、その変更を全気筒ＴＤＣごとに行うことで運転状態の変化に対して極力対応することができる。また、無駄時間の大幅な削減により、制御性を向上させることが可能となる。
【０１０９】
更に、パラメータ調整機構では気筒別に見ると、燃焼サイクルごとに作動する結果、特定気筒、例えば第１気筒の所定クランク角度で常に動作することになるが、当該燃焼サイクル間の残余の気筒群を含む全てについての検出空燃比（制御量）の平均値を求め、その平均値をパラメータ調整機構に入力する、ないしは適応パラメータθハットの平均値を求める、ないしはＳＴＲコントローラの出力たるフィードバック補正係数KSTRの平均値を求めて使用するようにしたので、特定気筒の燃焼状態のみを強く反映する不都合がない。
【０１１０】
即ち、特定気筒についての制御量に基づいてフィードバック補正係数KSTRを求めるとすると、例えば第１気筒の空燃比がリッチで他の気筒のそれがリーンであるとき、フィードバック補正係数KSTRは空燃比をリーン方向に修正するべく決定され、他の気筒の空燃比のリーン化に拍車がかけられてしまうが、全気筒の平均値とする結果、そのような不都合が生じない。
【０１１１】
尚、更なる簡素化のためには、図１６に示す如く、適応パラメータθハットも全気筒ＴＤＣごとではなく、特定気筒の燃焼サイクルに同期させて、即ち、４ＴＤＣに１度演算し、ＳＴＲコントローラでその適応パラメータθハットとして気筒数回、同じ値を用いるように構成しても良い（図１０においてｍ＝１，ｎ＝４とした場合に相当）。
【０１１２】
この手法は、機関の回転数の上昇に伴う演算可能時間の減少時などに特に有効である。高回転時には各気筒ごとに必要とされる適応パラメータθハットのばらつきが少なくなるため、特定気筒の適応パラメータθハットを他の気筒を含む全気筒に用いても、制御性の悪化が少ないことから、制御性を悪化させることなく、演算時間を短縮することができる。
【０１１３】
更には、図１７に示すように、ＳＴＲコントローラも燃焼サイクルに同期させて４ＴＤＣに１度のみ動作させるようにすれば、構成を一層簡略にすることができる。制御精度は低下するが、この構成でもある程度の効果を挙げることができる（図１０においてｍ＝ｎ＝４とした場合に相当）。
【０１１４】
図１８は、この出願に係る装置の第２の実施の形態を示すフロー・チャートであり、フィードバック補正係数KSTRの演算に用いるゲイン行列Γの設定に関する。
【０１１５】
フィードバック補正係数KSTRの演算には前述の数１ないし数１２から明らかな如く、ゲイン行列Γ(k) を必要とする。第２の実施の形態は、数９においてλ1 ＝１，λ2 ＝０、即ち、固定ゲインアルゴリズムを用いた場合において、このゲイン行列Γ(k) の非対角要素を全て０にすることにより、演算時間の短縮とセッティングの容易化を図った。
【０１１６】
説明のために、一例として内部変数Γζ(k-d) の演算を行う場合を考える。ゲイン行列Γを５×５の行列とする第１の実施の形態の場合では、Γの演算は数２２のように行われ、乗算が２５回、加算が２０回必要となる。
【０１１７】
【数２２】
0003725927.tif 000023
【０１１８】
これをゲイン行列Γの非対角要素を全て０とおくと、数２３のように表すことができ、演算は乗算５回に短縮することができる。
【０１１９】
【数２３】
0003725927.tif 000024
【０１２０】
また、ゲイン行列Γの非対角要素を全て０にすることにより、適応パラメータθハット(k) の演算を行う場合、数２４のようになる。
【０１２１】
【数２４】
0003725927.tif 000025
【０１２２】
その結果、行列要素ｇ11, ｇ22, ｇ33, ｇ44, ｇ55は、適応パラメータθハット(k) の各要素の変化速度をζ(k) の１つのみの要素に対応した値で、独立してセッティングすることができる。もし、ゲイン行列Γの非対角要素が０でなければ、数２２および数２４から分かるように、適応パラメータθハット(k) の演算は数２５の如くとなり、θハット(k) の１つの要素の変化速度を決定するのに、ζ(k-d) の全ての要素に対応した５つの変数を考慮する必要があり、セッティングに困難を伴う。ゲイン行列Γの非対角要素を全て０にすることにより、演算時間を短縮し、セッティングを容易にすることが可能となる。
【０１２３】
【数２５】
0003725927.tif 000026
【０１２４】
更に、発明者達がテストを行ったところ、Γ行列においてｇ11〜ｇ55の５つのセッティング要素は、その幾つかを同じ値とすると、適応パラメータθハット(k) の各要素の変化速度の割合が適正となって、最も制御性が良くなることが判明した。例えば、ｇ11＝ｇ22＝ｇ33＝ｇ44＝ｇとおく場合である。このようにおくと、セッティング要素をｇとｇ55の２つに低減することができ、セッティングのための工数を削減することができると共に、例えば内部変数のζT (k-d) Γζ(k-d) の演算は数２６のようになり、乗算が１２回となる。
【０１２５】
【数２６】
0003725927.tif 000027
【０１２６】
それに対し、ｇ11〜ｇ44がそれぞれ別々の値をとる場合には上記演算は数２７のようになり、乗算が１５回に増加する。
【０１２７】
【数２７】
0003725927.tif 000028
【０１２８】
以上から、ｇ11〜ｇ55のうち、幾つかを同じ値とすることで、セッティング要素の数を減少させることができ、演算時間を更に短縮することが可能となる。また、適応パラメータθハット(k) の各要素の変化速度の割合を適正にできるため、制御性も良好となる。このとき、ｇ11＝ｇ22＝ｇ33＝ｇ44＝ｇ55とすると、その効果が最も表れることは言うまでもない。
【０１２９】
更に、例えば燃焼が不安定なため、プラント出力も不安定となる運転領域を例にとると、上記のｇ55を小さくすることにより、ｓｏ(k) のハンチングなどを抑えることができる。このように、ゲイン行列Γの非対角要素を０にすることにより、制御特性のセッティングが容易となるメリットは大である。また、運転領域によってゲイン行列Γを持ち替えることにより、常に機関にとって最適な制御性を得ることが可能となる。
【０１３０】
その場合、ｇ11〜ｇ55は、運転状態に応じて制御ユニット３４内のＲＡＭ７４に記憶しておく。より具体的には、運転状態に加え、キャニスタ・パージ、排気還流などの機関の制御デバイスの動作状態に応じて記憶しておく。このとき、ｇ11〜ｇ55は全て同じ値でも、全て違う値でも、幾つか同じ値でも良い。尚、また、この場合、ＲＡＭ７４の容量ないしは演算時間に余裕があれば、ゲイン行列Γの非対角要素を用いても良い。
【０１３１】
上記を前提として、図１８フロー・チャートに従ってこの出願に係る装置の第２の実施の形態を説明する。
【０１３２】
先ず、Ｓ３００において機関回転数Ｎｅ、吸気圧力Ｐｂなどの機関運転パラメータおよび前述の排気還流機構ないしキャニスタ・パージ機構の動作状態を読み込み、Ｓ３０２に進んでアイドル領域にあるか否か判断し、肯定されるときはＳ３０４に進んでアイドル用のΓマップを検索する。他方、Ｓ３０２でアイドル領域にはないと判断されるときはＳ３０６に進んで可変バルブタイミング機構がＨｉバルブタイミング特性で運転されているか否か判断し、肯定されるときはＳ３０８に進んでＨｉバルブタイミング用のΓマップを検索すると共に、否定されるときはＳ３１０に進んでＬｏバルブタイミング用のΓマップを検索する。
【０１３３】
図１９にＬｏバルブタイミング用のΓマップの特性を図示する。このマップは図示の如く、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから行列要素ｇ11〜ｇ55を検索する。尚、アイドル用およびＨｉバルブタイミング用のΓマップも同様の特性を備える。また、このマップは、機関負荷を示す吸気圧力Ｐｂによりゲイン行列Γの値を検索しているため、機関負荷の急変動時である減速運転状態などにおいても、最適なゲイン行列の値を得ることができる。
【０１３４】
続いてＳ３１２に進んでＥＧＲ（排気還流機構）が動作しているか否か判断し、肯定されるときはＳ３１４に進んで排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN に応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN から図２０にその特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓEGR を求め、求めた補正係数 KΓEGR をゲイン行列Γに乗算して補正する。排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN に応じてゲイン行列を修正する理由は、補正係数 KΓEGR は図示の如く、排気還流量が増加するに従い排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN が減少するのに従って外乱が大きくなることから、適応制御系の安定性が高まるように、排気還流率に対する燃料補正係数KEGRN が減少するにつれてゲイン行列Γを小さくするように設定される。
【０１３５】
尚、この排気還流率KEGRN は燃料噴射量を乗算補正する係数であって、例えば０．９などと決定される。しかし、この発明の要旨は排気還流率の決定自体にはなく、また排気還流率の決定は例えば本出願人が先に提案した特願平６−２９４，０１４号に述べられているので、説明は省略する。
【０１３６】
続いてＳ３１６に進み、キャニスタ・パージ機構が動作しているか否か判断し、肯定されるときはＳ３１８に進んでパージ質量に応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的にはパージ質量KPUGから図２１にその特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓPUG を求め、求めた補正係数 KΓPUG をゲイン行列Γに乗算して補正する。補正係数 KΓPUG は図示の如く、パージ質量KPUGが増加するに従って外乱が大きくなることから、パージ質量KPUGが増加するにつれて大きくなるように設定される。尚、パージ質量についても例えば本出願人が先に提案した特開平６−１０１，５２２号に述べられているので、説明は省略する。
【０１３７】
続いてＳ３２０に進んで検出した大気圧Ｐａに応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には検出した大気圧Ｐａから図２２にその特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓPaを求め、求めた補正係数 KΓPaをゲイン行列Γに乗算して補正する。検出した大気圧Ｐａに応じてゲイン行列Γを修正する理由は、検出した大気圧Ｐａが減少する、即ち、機関が位置する高度が増加するにつれて充填効率が低下することから、常圧でセッティングされたデータに対して外乱を生じるため、適応制御系の安定性が高まるように、検出した大気圧Ｐａが減少するにつれてゲイン行列Γを小さくするように設定される。
【０１３８】
続いてＳ３２２に進んで検出した水温Ｔｗに応じてゲイン行列Γを修正する。より具体的には検出した水温Ｔｗから図２３にその特性を示すテーブルを検索して補正係数 KΓTwを求め、求めた補正係数 KΓTWをゲイン行列Γに乗算して補正する。検出した水温Ｔｗに応じてゲイン行列Γを修正する理由は、補正係数 KΓTWは図示の如く、検出した水温Ｔｗが低水温または高水温にあるときは燃焼が不安定となることから、常温でセッティングされたデータに対して外乱を生じるため、適応制御系の安定性が高まるように、低水温または高水温にあるときはゲイン行列Γを小さくするように設定される。
【０１３９】
第２の実施の形態は上記の如く、適応パラメータθハットの変化（収束）速度を決定するゲイン行列を運転状態に応じて適正に決定するようにしたので、安定した適応パラメータの変化速度を得ることができ、制御性が向上する。
【０１４０】
尚、第２の実施の形態はゲイン行列Γを固定ゲインで決定するものであるが、可変ゲインアルゴリズムを用いることも可能であり、その際にはゲイン行列Γの各要素の初期値を上記のように運転状態で修正し、運転状態が変化したときに所定値としても良い。
【０１４１】
更に、第２の実施の形態においては、固定ゲインアルゴリズムで説明したが、ゲイン行列Γ(k) の演算を数９に示した可変ゲインアルゴリズムなどの固定ゲインアルゴリズム以外の演算則に基づいて行う場合、ゲイン行列Γ(k) の非対角要素の演算を行わず、０と固定することにより、上記第２の実施の形態で示した演算量の低減とセッティングの容易化を実現することが可能なことは、言うまでもない。
【０１４２】
図２４はこの出願に係る装置の第３の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【０１４３】
第１の実施の形態および第２の実施の形態においてはゲイン行列Γを固定ゲインで演算したが、第３の実施の形態は固定ゲイン以外のアルゴリズムを用いて演算し、そのときの適応パラメータを用いた制御結果（プラント出力、より具体的には検出空燃比KACT）が良好な挙動を示したとき、演算値を機関の運転状態に応じて記憶しておけば、再びその領域でゲイン行列Γ(k) を演算する必要がなくなると同時に、その領域で最適なゲイン行列Γ(k) を常に用いることができるようになり、制御性が向上する。このとき格納するΓ(k) は、４ＴＤＣ間の平均値などの加工値を用いても良い。尚、固定ゲインアルゴリズムから、ゲイン行列Γを演算する場合は、プラント出力の挙動が良好ではないと判断された場合となる。そのときのゲイン行列Γ(k-1) は運転領域ごとに格納された初期値として始める。
【０１４４】
上記を前提に図２４を参照して説明する。これは第３の実施の形態のフロー・チャートの図１８のＳ３０８，Ｓ３１０もしくはＳ３０４などのゲイン行列Γのマップ検索時に行う作業である。
【０１４５】
以下説明すると、Ｓ４００で機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから第２の実施の形態で示したと同様のゲイン行列Γのマップを検索し、Ｓ４０２に進んでプラント出力たる検出空燃比KACTの挙動が良好か否かを適宜な手法で判断し、否定されるときはＳ４０４に進んでゲイン行列Γ(k) を演算し、Ｓ４０６に進んで検索したマップの所定領域に格納する。尚、Ｓ４０２で肯定されるときは直ちにＳ４０６に進む。Ｓ４０２における検出空燃比KACTの挙動の良否の判断は、例えば１０ＴＤＣ間の検出空燃比KACTが目標空燃比KCMD±所定値以内に入っていれば良好と判断することで行う。
【０１４６】
第３の実施の形態は上記の如く構成したので、検出空燃比KACTの挙動が良好な場合は、ゲイン行列Γ(k) の演算を数９に示した演算式を用いずに、単なるマップ検索によって行うことができるため、演算量を低減することができる。更に、検出空燃比KACTの挙動が良好ではない場合に、最適なゲイン行列Γ(k) を演算し直し、内燃機関の運転領域ごとに学習することにより、内燃機関の経時劣化などにも対応することができ、常に検出当量比KACT(k) の挙動が良好となるようにすることができるため、制御性を向上させることができる。
【０１４７】
図２５はこの出願に係る装置の第４の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【０１４８】
第４の実施の形態においては、適応制御系が不安定にならないように、検出空燃比KACTの特性に不感帯を設けた。即ち、ＳＴＲコントローラは検出空燃比KACTが目標空燃比KCMDに一致するように動作するため、ＳＴＲコントローラに入力する検出空燃比KACTが目標空燃比KCMDに一致していれば、適応パラメータはほとんど変化しない。そこで、検出空燃比KACTがセンサノイズなどの微小な外乱から微小に変動するとき、それによって適応制御系がその微小な外乱などに影響されて不要な過補正を行うことがないように、図２６に示す如く、検出空燃比KACTの特性に、目標空燃比KCMDの付近に不感帯を設けた。詳しくはKCMD−βからKCMD＋αの範囲においては検出空燃比KACTの値が同一である如くした。
【０１４９】
図２５フロー・チャートを参照して説明すると、Ｓ５００で検出空燃比KACTを下限の所定値KCMD−βと比較し、それ以上と判断されるときはＳ５０２に進んで検出空燃比KACTを上限の所定値KCMD＋αと比較する。Ｓ５０２で検出空燃比が所定値KCMD＋α以下と判断されるときはＳ５０４に進んで検出空燃比KACTを所定の値、例えば目標空燃比KCMDとする。尚、Ｓ５００で検出空燃比KACTが下限の所定値KCMD−βを下回ると判断されるとき、ないしはＳ５０２で検出空燃比KACTが上限の所定値KCMD＋αを上回ると判断されるときは、直ちにプログラムを終了する。従って、その場合は検出値をそのまま検出空燃比KACTとすることになる。以上の処理により、図２６に示す如く、検出空燃比KACTの特性に、目標空燃比KCMDの付近で不感帯を設けることができる。
【０１５０】
第４の実施の形態は上記の如く構成したので、例えば検出空燃比KACTが微小に変動するときも、ＳＴＲコントローラはその影響を受けることなく、安定に動作することができ、よって良好な制御結果を得ることができる。尚、Ｓ５０２において目標空燃比KCMDを検出空燃比としたが、それ以外のKCMD−βからKCMD＋αの範囲の適宜な値としても良い。
【０１５１】
図２７はこの出願に係る装置の第５の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【０１５２】
第５の実施の形態は第４の実施の形態と同様に適応制御系の不安定化を防止するものであり、同定誤差信号ｅアスタリスクに上下限リミッタを設けて安定した適応パラメータを得るようにした。
【０１５３】
即ち、数８から明らかな如く、同定誤差信号ｅアスタリスクの値をある一定以内の範囲に制限することで、適応パラメータθハットの変化速度を制限することができる。それによって、適応パラメータθハット(k) の最適値に対するオーバーシュートを防止することができ、結果的に適応制御系を安定に動作させて、良好な制御結果を得ることができるからである。
【０１５４】
図２７フロー・チャートに従って説明すると、先ずＳ６００で算出した同定誤差信号ｅアスタリスク(k) を上限値ａ（図２８に示す）と比較し、それを超えていると判断されるときはＳ６０２に進んで所定値、例えば上限値ａを同定誤差信号ｅアスタリスク(k) とする。他方、Ｓ６００で同定誤差信号ｅアスタリスク(k) が上限値ａ以下と判断されるときはＳ６０４に進んで算出した同定誤差信号ｅアスタリスク(k) を下限値ｂ（図２８に示す）と比較し、それ未満と判断されるときはＳ６０６に進んで第２の所定値、例えば下限値ｂを同定誤差信号ｅアスタリスク(k) とする。尚、Ｓ６０４で同定誤差信号ｅアスタリスク(k) が下限値ｂ以上と判断されるときは、直ちにプログラムを終了する。従って、その場合は同定誤差信号ｅアスタリスク(k) は算出値のままとする。
【０１５５】
第５の実施の形態は上記の如く構成したので、同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の値をある一定以内の範囲に制限することで、適応パラメータθハット(k) の変化速度を制限することができる。それによって、適応パラメータθハット(k) の最適値に対するオーバーシュートを防止することができ、適応制御系を安定に動作させて、良好な制御結果を得ることができる。
【０１５６】
尚、Ｓ６０２ないしＳ６０６において同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の値を上下限値としたが、上下限値の間の適宜な値としても良く、あるいは上下限値付近の適宜な値としても良い。
【０１５７】
図２９はこの出願に係る装置の第６の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【０１５８】
第６の実施の形態では、第１の実施の形態に示したＳＴＲコントローラにおいて、適応パラメータθハットを決定する同定誤差信号ｅアスタリスクの、数１０の算出式の分母に用いる定数１を可変とすることで、その変化速度を安定させ、制御性を向上させるようにした。
【０１５９】
この第６の実施の形態は、パラメータ調整機構で演算に用いる中間変数の変化範囲を制限して図示の如き適応制御を低レベルの車載マイクロコンピュータで実現させる技術を前提とする。それについては本出願人が先に提案した特開平６−１６１，５１１号公報に記載されているので、説明は省略する。
【０１６０】
即ち、理論式ではこの同定誤差信号ｅアスタリスク(k) は、数１０のように算出される。今、ζ(k) およびｙ(k) に１／１０（以下ｊとする）を乗算してパラメータ調整機構に入力するとし、その分母に注目すると、数２８のようになる（ゲイン行列Γ(k-1) は固定ゲインの場合、一定となる）。
【０１６１】
【数２８】
0003725927.tif 000029
【０１６２】
ここで、右項はζ(k) ，ｙ(k) に乗算する係数の自乗となり、この係数が１以下の小さい値の場合（例の場合は１／１０2 ＝１／１００）、左項＝１に比べて極端に小さくなってしまう。このため、右項がどのように変化しても同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の分母は１に近い値となり、係数を乗算する前と同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の変化速度が変わってしまう。この問題を解決するために、左項を１以外の値にすれば良い。目安としては、上記の係数をｊとすると、ｊ2 とおけば、係数ｊを乗算する前と同じ変化速度とすることができる。
【０１６３】
逆に、同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の変化速度は適応パラメータθハット(k) の変化（収束）速度に比例するため、即ち、θ(k) は数８を用いて算出されるため、ｊ2 以外の値を持たせることにより、適応パラメータθハット(k) の変化速度を変更することができる。よって、数２９に示す同定誤差信号ｅアスタリスク(k) の分母の演算式において、式中のｉが１以外の値をとる、即ち、ｉ≠１の値をとるようにした。
【０１６４】
【数２９】
0003725927.tif 000030
【０１６５】
図２９フロー・チャートを参照して説明すると、先ずＳ７００で同定誤差信号ｅアスタリスク(k) による適応パラメータθハット(k) の変化（収束）速度を可変とする動作を行うか否か判断し、肯定されるときはＳ７０２に進んでｉを１以外の値、より具体的には検出した機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐｂとから図３０にその特性を示すマップを検索してｉを求める。他方、Ｓ７００で否定されるときはＳ７０４に進んでｉをｊ2 とおいて、係数ｊを乗算する前と同じ変化速度とする。尚、ｊは定数なので、図３０に示すマップ特性において、ｉの値はｊ2 を考慮した値、例えばｉ＝ｊ2 ×０．５ないしｉ＝ｊ2 ×２などと設定する。
【０１６６】
具体的には、ｊは通常１より小さい値に設定するが、例えばｊ＝１／１０とすると、Ｓ７００で否定される場合にはｉ＝ｊ2 ＝１／１００となる。よって、Ｓ７００で肯定される場合でも、ｉ＝１／１００を中心に、例えば１／５０〜１／２００の間となるように図３０においてｉマップ値を設定する。このとき、ｉが小さい（例えば１／２００）ほど、適応パラメータθハット(k) の変化（収束）速度は大きくなり、ｉが大きい（例えば１／５０）ほど、適応パラメータθハット(k) の変化（収束）速度は小さくなる。従って、図３０においてｉマップ値は、より具体的には、高回転で高負荷状態では大きく（例えば１／５０）、低回転で低負荷では小さく（例えば１／２００）なるように設定する。
【０１６７】
第６の実施の形態は上記の如く構成したので、適応パラメータθハットを決定する同定誤差信号ｅアスタリスクの定数を可変にすることで、入力に対する係数との調和がとれて適応パラメータθハットの変化速度が安定し、良好な制御性を達成することができる。
【０１６８】
尚、第６の実施の形態においては第１の実施の形態で用いたＳＴＲコントローラを例にとったが、適応制御器は第１の実施の形態に図示のものに限られるのではなく、ランダウらの調整則に基づいて動作するものであれば、ＭＲＡＣＳ型の適応制御器も含めて全て妥当する。
【０１６９】
図３１フロー・チャートはこの出願に係る装置の第７の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【０１７０】
第７の実施の形態においては、第１の実施の形態に示したパラメータ調整機構とＳＴＲコントローラの制御サイクルについて、それらの制御サイクルを可変とすると共に、運転状態、具体的には機関回転数に応じて制御サイクルを決定するようにした。即ち、適応制御器のパラメータ調整機構もしくはコントローラの制御周期を運転状態に応じて可変にすることで、演算負荷を可能な限り低減して高回転時など演算時間が少ない運転状態においても適応制御を行うことを可能とし、良好な制御性を実現するようにした。
【０１７１】
図３１フロー・チャートを参照して説明すると、先ずＳ８００で検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎep1 と比較し、検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎep1 未満と判断されるときはＳ８０２に進んで検出した機関回転数Ｎｅを別の所定値Ｎec1 と比較する。そしてＳ８０２で検出した機関回転数Ｎｅが別の所定値Ｎec1 未満と判断されるときはＳ８０４に進んでパラメータ調整機構（図３１でＰと略称）とＳＴＲコントローラ（図３１でＣと略称）の制御周期はＴＤＣごととする。
【０１７２】
図３２は図３１フロー・チャートの動作の説明図であり、図示の如く所定値Ｎep1,Ｎec1 が比較的低い回転域にあるときは演算時間に余裕があることから、制御精度を優先させてパラメータ調整機構とＳＴＲコントローラとも、図８および図９に示す如く、全ＴＤＣごとに動作させる。
【０１７３】
図３１においてＳ８０２で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec1 を超えると判断されるときはＳ８０６に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec2 と比較し、それ未満と判断されるときはＳ８０８に進んでパラメータ調整機構はＴＤＣごとに、ＳＴＲコントローラは２ＴＤＣごとに動作させる。他方、Ｓ８０６で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec2 以上と判断されるときはＳ８１０に進んでパラメータ調整機構はＴＤＣごとに、ＳＴＲコントローラは４ＴＤＣごとに動作させる。
【０１７４】
また、Ｓ８００で検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎep1 以上と判断されるときはＳ８１２に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎep2 と比較し、それ未満と判断されるときはＳ８１４に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec3 と比較し、そこで検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec3 未満と判断されるときはＳ８１６に進んでパラメータ調整機構は２ＴＤＣごとに、ＳＴＲコントローラはＴＤＣごとに動作させる。
【０１７５】
他方、Ｓ８１４で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec3 以上と判断されるときはＳ８１８に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec4 と比較し、それ未満と判断されるときはＳ８２０に進んでパラメータ調整機構もＳＴＲコントローラは２ＴＤＣごとに動作させる。また、Ｓ８１８で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec4 以上と判断されるときはＳ８２２に進んでパラメータ調整機構は２ＴＤＣごとに、ＳＴＲコントローラは４ＴＤＣごとに動作させる。
【０１７６】
更に、Ｓ８１２で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎep2 以上と判断されるときはＳ８２４に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎep3 と比較し、それ未満と判断されるときはＳ８２６に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec5 と比較し、そこで検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec5 未満と判断されるときはＳ８２８に進んでパラメータ調整機構は４ＴＤＣごとに、コントローラはＴＤＣごとに動作させる（図１６に示す）。
【０１７７】
他方、Ｓ８２６で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec5 以上と判断されるときはＳ８３０に進んで検出した機関回転数Ｎｅを所定値Ｎec6 と比較し、それ未満と判断されるときはＳ８３２に進んでパラメータ調整機構は４ＴＤＣごとに、ＳＴＲコントローラは２ＴＤＣごとに動作させると共に、Ｓ８３０で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎec6 以上と判断されるときはＳ８３４に進んでパラメータ調整機構もＳＴＲコントローラも４ＴＤＣごとに動作させる（図１７に示す）。尚、Ｓ８２４で検出した機関回転数Ｎｅが所定値Ｎep3 以上と判断されるときはＳ８３６に進んで適応制御器ＳＴＲを停止させる。
【０１７８】
第７の実施の形態は上記の如く、機関回転数に応じて適応制御器のパラメータ調整機構とＳＴＲコントローラの制御サイクルを決定するようにしたので、演算負荷を可能な限り低減して高回転時など演算時間が少ない運転状態においても適応制御を行うことを可能とし、良好な制御性を実現することができる。
【０１７９】
尚、上記で、図３２に示す適応制御器ＳＴＲの作動状態は１〜１０（図では丸付き数字で示す）の全て備える必要はなく、機関や制御ユニット構成のＣＰＵの能力に応じて適宜選択しても良い。例えば、１，３，５，９，１０、ないし１，３，６，９，１０、ないし１，７，９，１０、ないし１，１０、ないし１，４，７，１０などと選択しても良い。
【０１８０】
更に、運転状態として機関回転数を使用したが、それに限られるものではなく、機関負荷も加味して決定しても良い。その場合は、例えば高負荷状態においては適応パラメータθハットの変化が少ないため、パラメータ調整機構を４ＴＤＣごとに処理することも考えられよう。
【０１８１】
図３３はこの出願に係る装置の第８の実施の形態を示す、図１１と同様のフィードバック補正係数KSTRなどの平均値の演算作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。
【０１８２】
第１の実施の形態の場合には特定気筒の排気空燃比の影響を避けるために、原則的にフィードバック補正係数KSTRを決定する要素について平均値を求めるようにすると共に、所定の運転状態、即ち、アイドル状態では平均値の算出を中止するようにした。
【０１８３】
第８の実施の形態は第１の実施の形態と対照的に、原則的に平均値を算出しないと共に、所定の運転状態、具体的には排気還流（ＥＧＲ）実行時のみ、平均値を算出するようにした。
【０１８４】
これについて説明すると、前記した排気還流機構において排気ガスが還流されるとき、運転状態によっては、排気ガスが４気筒に均等に導入されずに、例えば還流口１２１ｂに近い気筒に多量の排気ガスが吸入され、遠い気筒には僅かの量しか吸入されない状態が起こる可能性がある。従って、そのような場合には、ＴＤＣごとに検出する空燃比KACT(k) は、特定気筒の影響を大きく受けることになり、その検出空燃比KACT(k) を用いると、その気筒の当量比のみを目標空燃比に合わせようとして全気筒の制御値がその気筒のずれ分だけオフセットし、他気筒の空燃比がずれてしまう。従って、それを回避するために、図示の如く、平均値を求めることが望ましい。
【０１８５】
図３３に従って説明すると、Ｓ９００でＥＧＲ（排気還流制御）が実行されているか否か判断し、肯定されるときＳ９０２以降に進んで図１１に関して第１の実施の形態で述べたと同様にKACTAVE などの平均値を求める。他方、Ｓ９００で否定されたときはＳ９１２以降に進み、図１１に関して第１の実施の形態で述べたと同様の処理を行う。
【０１８６】
第８の実施の形態は上記の如く構成したので、排気ガスが還流されるときも特定気筒の影響を大きく受けることがなく、制御性が向上する。
【０１８７】
図３４はこの出願に係る装置の第９の実施の形態を示す、図３３と同様のフィードバック補正係数KSTRなどの平均値の演算作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。
【０１８８】
排気還流実行時と同様に、キャニスタ・パージが実行されてガスが供給されるとき、運転状態によっては、ガスが気筒に均一に導入されない場合が生じて第８の実施の形態で述べたと同様の問題が生じ得る。第９の実施の形態はそれに対処した。
【０１８９】
図３４に従って説明すると、Ｓ１０００でキャニスタ・パージが実行されているか否か判断し、肯定されるときＳ１００２以降に進んで図１１に関して第１の実施の形態で述べたと同様にKACTAVE などの平均値を求める。他方、Ｓ１０００で否定されたときはＳ１０１２以降に進み、図９に関して第１の実施の形態で述べたと同様の処理を行う。
【０１９０】
第９の実施の形態は上記の如く構成したので、キャニスタ・パージが実行されるときも特定気筒の影響を大きく受けることがなく、制御性が向上する。
【０１９１】
尚、図示はしないが、その他にも大気圧Ｐａが低い場合、即ち、高地に位置するとき、あるいは低水温時、あるいはリーンバーン運転時など、燃焼が不安定な状態にあるときは、同様に平均値を求めるが望ましく、それによって制御性を向上させることができる。
【０１９２】
図３５および図３６はこの出願に係る装置の第１０の実施の形態を示すフロー・チャートおよびブロック図である。
【０１９３】
図３６を先に参照して説明すると、第１０の実施の形態の場合、第１の実施の形態の構成にＰＩＤ制御則からなる排気系集合部当量比のフィードバックループ（補正係数KLAF）を除くと共に、同様のＰＩＤ制御則からなる気筒別のフィードバックループ（補正係数＃nKLAF ）を挿入した。
【０１９４】
即ち、排気系集合部に配置した単一の空燃比センサ出力から、上述の本出願人が先に特開平５−１８００４０号公報で提案したオブザーバを用いて各気筒の空燃比＃ｎＡ／Ｆ（ｎ：気筒）を推定し、その推定値と所定の気筒別空燃比Ｆ／Ｂの目標値との偏差に応じてＰＩＤ制御則を用いて気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF を求め、出力燃料噴射量Ｔout を乗算補正するようにした。
【０１９５】
より具体的には、気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF は、集合部空燃比を気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF の平均値の前回演算値で除算して求めた値（これを上記の如く「気筒別空燃比Ｆ／Ｂの目標値」と言う。従って、これは目標空燃比KCMDとは異なる値である）とオブザーバ推定空燃比＃ｎＡ／Ｆとの偏差を解消するように、ＰＩＤ制御則を利用して求める。尚、その詳細は、本出願人が別途提案した特願平５−２５１，１３８号に示されているので、説明を省略する。また、付着補正補償器の図示は省略した。
【０１９６】
更に、第１０の実施の形態においては、ＬＡＦセンサ出力を適宜なタイミングでサンプリングするサンプリングブロック（図中にＳel-VOBSVと示す）を設けると共に、ＳＴＲコントローラについても同種のサンプリングブロック（図中にＳel-VSTR と示す）を設けた。
【０１９７】
ここで、それらのサンプリングブロックおよびオブザーバについて説明する。尚、そのサンプリング動作ブロックを図３６で「Ｓel-VOBSV」と示す。
【０１９８】
内燃機関において排気ガスは排気行程で排出されることから、多気筒内燃機関の排気系集合部において空燃比の挙動をみると、明らかにＴＤＣに同期している。従って、内燃機関の排気系に前記した広域空燃比センサを設けて空燃比をサンプリングするときもＴＤＣに同期して行う必要があるが、検出出力を処理する制御ユニット（ＥＣＵ）のサンプルタイミングによっては空燃比の挙動を正確に捉えられない場合が生じる。即ち、例えば、ＴＤＣに対して排気系集合部の空燃比が図３７のようであるとき、制御ユニットで認識する空燃比は図３８に示す如く、サンプルタイミングによっては全く違った値となる。この場合、実際の空燃比センサの出力変化を可能な限り正確に把握できる位置でサンプリングするのが望ましい。
【０１９９】
更に、空燃比の変化は排気ガスのセンサまでの到達時間やセンサの反応時間によっても相違する。その中、センサまでの到達時間は排気ガス圧力、排気ガスボリュームなどに依存して変化する。更に、ＴＤＣに同期してサンプリングすることはクランク角度に基づいてサンプリングすることになるので、必然的に機関回転数の影響を受けざるを得ない。このように、空燃比の検出は機関の運転状態に依存するところが大きい。そのために例えば特開平１−３１３，６４４号公報記載の技術においては所定クランク角度毎に検出の適否を判定しているが、構成が複雑であって演算時間が長くなるため高回転域では対応しきれなくなる恐れがあると共に、検出を決定した時点で空燃比センサの出力の変局点を徒過してしまう不都合も生じる。
【０２００】
図３９は、そのＬＡＦセンサのサンプリング動作を示すフロー・チャートであるが、空燃比の検出精度は特に前記したオブザーバの推定精度と密接な関連を有するので、同図の説明に入る前に、ここでオブザーバによる空燃比推定について簡単に説明する。
【０２０１】
先ず、１個のＬＡＦセンサの出力から各気筒の空燃比を精度良く分離抽出するためには、ＬＡＦセンサの検出応答遅れを正確に解明する必要がある。そこで、とりあえずこの遅れを１次遅れ系と擬似的にモデル化し、図４０に示す如きモデルを作成した。ここでＬＡＦ：ＬＡＦセンサ出力、Ａ／Ｆ：入力Ａ／Ｆ、とすると、その状態方程式は下記の数３０で示すことができる。
【０２０２】
【数３０】
0003725927.tif 000031
【０２０３】
これを周期ΔＴで離散化すると、数３１で示すようになる。図４１は数３１をブロック線図で表したものである。
【０２０４】
【数３１】
0003725927.tif 000032
【０２０５】
従って、数３１を用いることによってセンサ出力より真の空燃比を求めることができる。即ち、数３１を変形すれば数３２に示すようになるので、時刻ｋのときの値から時刻ｋ−１のときの値を数３３のように逆算することができる。
【０２０６】
【数３２】
0003725927.tif 000033
【０２０７】
【数３３】
0003725927.tif 000034
【０２０８】
具体的には数３１をＺ変換を用いて伝達関数で示せば数３４の如くになるので、その逆伝達関数を今回のＬＡＦセンサ出力ＬＡＦに乗じることによって前回の入力空燃比をリアルタイムに推定することができる。図４２にそのリアルタイムのＡ／Ｆ推定器のブロック線図を示す。
【０２０９】
【数３４】
0003725927.tif 000035
【０２１０】
続いて、上記の如く求めた真の空燃比に基づいて各気筒の空燃比を分離抽出する手法について説明すると、先願でも述べたように、排気系の集合部の空燃比を各気筒の空燃比の時間的な寄与度を考慮した加重平均であると考え、時刻ｋのときの値を、数３５のように表した。尚、Ｆ（燃料量）を制御量としたため、ここでは『燃空比Ｆ／Ａ』を用いているが、後の説明においては理解の便宜のため、支障ない限り「空燃比」を用いる。尚、空燃比（ないしは燃空比）は、先に数３４で求めた応答遅れを補正した真の値を意味する。
【０２１１】
【数３５】
0003725927.tif 000036
【０２１２】
即ち、集合部の空燃比は、気筒ごとの過去の燃焼履歴に重みＣｎ（例えば直近に燃焼した気筒は４０％、その前が３０％．．．など）を乗じたものの合算で表した。このモデルをブロック線図であらわすと、図４３のようになる。
【０２１３】
また、その状態方程式は数３６のようになる。
【０２１４】
【数３６】
0003725927.tif 000037
【０２１５】
また集合部の空燃比をｙ（ｋ）とおくと、出力方程式は数３７のように表すことができる。
【０２１６】
【数３７】
0003725927.tif 000038
【０２１７】
上記において、ｕ（ｋ）は観測不可能のため、この状態方程式からオブザーバを設計してもｘ（ｋ）は観測することができない。そこで４ＴＤＣ前（即ち、同一気筒）の空燃比は急激に変化しない定常運転状態にあると仮定してｘ（ｋ＋１）＝ｘ（ｋ−３）とすると、数３８のようになる。
【０２１８】
【数３８】
0003725927.tif 000039
【０２１９】
ここで、上記の如く求めたモデルについてシミュレーション結果を示す。図４４は４気筒内燃機関について３気筒の空燃比を１４．７：１にし、１気筒だけ１２．０：１にして燃料を供給した場合を示す。図４５はそのときの集合部の空燃比を上記モデルで求めたものを示す。同図においてはステップ状の出力が得られているが、ここで更にＬＡＦセンサの応答遅れを考慮すると、センサ出力は図４６に「モデル出力値」と示すようになまされた波形となる。図中「実測値」は同じ場合のＬＡＦセンサ出力の実測値であるが、これと比較し、上記モデルが多気筒内燃機関の排気系を良くモデル化していることを検証している。
【０２２０】
よって、数３９で示される状態方程式と出力方程式にてｘ（ｋ）を観察する通常のカルマンフィルタの問題に帰着する。その荷重行列Ｑ，Ｒを数４０のようにおいてリカッチの方程式を解くと、ゲイン行列Ｋは数４１のようになる。
【０２２１】
【数３９】
0003725927.tif 000040
【０２２２】
【数４０】
0003725927.tif 000041
【０２２３】
【数４１】
0003725927.tif 000042
【０２２４】
これよりＡ−ＫＣを求めると、数４２のようになる。
【０２２５】
【数４２】
0003725927.tif 000043
【０２２６】
一般的なオブザーバの構成は図４７に示されるようになるが、今回のモデルでは入力ｕ（ｋ）がないので、図４８に示すようにｙ（ｋ）のみを入力とする構成となり、これを数式で表すと数４３のようになる。
【０２２７】
【数４３】
0003725927.tif 000044
【０２２８】
ここでｙ（ｋ）を入力とするオブザーバ、即ちカルマンフィルタのシステム行列は数４４のように表される。
【０２２９】
【数４４】
0003725927.tif 000045
【０２３０】
今回のモデルで、リカッチ方程式の荷重配分Ｒの要素：Ｑの要素＝１：１のとき、カルマンフィルタのシステム行列Ｓは、数４５で与えられる。
【０２３１】
【数４５】
0003725927.tif 000046
【０２３２】
図４９に上記したモデルとオブザーバを組み合わせたものを示す。シミュレーション結果は先の出願に示されているので省略するが、これにより集合部空燃比より各気筒の空燃比を的確に抽出することができる。
【０２３３】
オブザーバによって集合部空燃比より各気筒空燃比を推定することができたことから、ＰＩＤなどの制御則を用いて空燃比を気筒別に制御することが可能となる。具体的には図３６のオブザーバによるフィードバック部分のみ抽出した図５０に示すように、センサ出力（集合部空燃比）と目標空燃比とからＰＩＤ制御則を用いて集合部フィードバック補正係数KLAFを求めると共に、オブザーバ推定値＃nA/Fから気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF （ｎ：気筒）を求める。
【０２３４】
気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF はより具体的には、集合部空燃比を気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF の全気筒についての平均値の前回演算値で除算して求めた目標値とオブザーバ推定値＃nA/Fとの偏差を解消するようにＰＩＤ則を用いて求める。
【０２３５】
これにより、各気筒の空燃比は集合部空燃比に収束し、集合部空燃比は目標空燃比に収束することとなって、結果的に全ての気筒の空燃比が目標空燃比に収束する。ここで、各気筒の燃料噴射量＃ｎＴout （インジェクタの開弁時間で規定される）は、
＃ｎＴout ＝Ｔcyl ×＃nKLAF ×KLAF
で求められる。
【０２３６】
ここで、図３９フロー・チャートに戻ってＬＡＦセンサ出力のサンプリングを説明する。尚、このプログラムはＴＤＣ位置で起動される。
【０２３７】
図３９フロー・チャートを参照して以下説明する。先ずＳ１２００において機関回転数Ｎｅ、吸気圧力Ｐｂ、バルブタイミングV/T を読み出し、Ｓ１２０４，Ｓ１２０６に進んでＨｉV/T ないしＬｏV/T 用のタイミングマップ（後述）を検索し、Ｓ１２０８に進んでＨｉないしＬｏバルブタイミング用のオブザーバ演算に用いるセンサ出力のサンプリングを行う。具体的には、機関回転数Ｎｅおよび吸気圧力Ｐｂからタイミングマップを検索して前記した１２個のバッファのいずれかをそのＮｏ．で選択し、そこに記憶されているサンプリング値を選択する。
【０２３８】
図５１はそのタイミングマップの特性を示す説明図であり、図示の如く特性は、機関回転数Ｎｅが低くないしは吸気圧力（負荷）Ｐｂが高いほど早いクランク角度でサンプリングされた値を選択するように設定される。ここで、「早い」とは前のＴＤＣ位置により近い位置でサンプリングされた値（換言すれば古い値）を意味する。逆に、機関回転数Ｎｅが高くないしは吸気圧力Ｐｂが低いほど遅いクランク角度、即ち、後のＴＤＣ位置に近いクランク角度でサンプリングされた値（換言すれば新しい値）を選択するように設定する。
【０２３９】
即ち、ＬＡＦセンサ出力は図３８に示したように、実際の空燃比の変局点に可能な限り近い位置でサンプリングするのが最良であるが、その変局点、例えば最初のピーク値は、センサの反応時間を一定と仮定すれば、図５２に示すように、機関回転数が低くなるほど早いクランク角度で生じる。また、負荷が高いほど排気ガス圧力や排気ガスボリュームが増加し、従って排気ガスの流速が増してセンサへの到達時間が早まるものと予想される。その意味から、サンプルタイミングを図５１に示すように設定した。
【０２４０】
更に、バルブタイミングに関しては、機関回転数の任意の値Ｎe1をＬｏ側についてＮe1-Lo 、Ｈｉ側についてＮe-Hiとし、吸気圧力についてもその任意の値をＬｏ側についてＰb1-LO 、Ｈｉ側についてＰb1-Hi とすると、マップ特性は、
Ｐb1-Lo ＞Ｐb1-Hi
Ｎe1-Lo ＞Ｎe1-Hi
とする。即ち、ＨｉV/T にあっては排気弁の開き時点がＬｏV/T のそれより早いため、機関回転数ないし吸気圧力の値が同一であれば、早期のサンプリング値を選択するように、マップ特性が設定される。
【０２４１】
次いでＳ１２１０に進んでオブザーバ行列の演算をＨｉV/T について行い、続いてＳ１２１２に進んで同様の演算をＬｏV/T について行う。続いてＳ１２１４に進んで再びバルブタイミングを判断し、判断結果に応じてＳ１２１６，Ｓ１２１８に進んで演算結果を選択して終わる。
【０２４２】
即ち、バルブタイミングの切り換えに伴って空燃比の集合部の挙動も変わるため、オブザーバ行列を変更する必要が生じる。しかし、各気筒の空燃比の推定は瞬時に行えるものではなく、各気筒の空燃比推定演算が収束し終わるまでに演算数回を要するため、バルブタイミングの変更前のオブザーバ行列を用いた演算と変更後のオブザーバ行列を用いた演算とをオーバーラップして行っておき、もしバルブタイミングの変更が行われたとしても、Ｓ１２１４で変更後のバルブタイミングに応じて選択できるようにした。尚、各気筒が推定された後は、先に述べたように、目標値との偏差を解消するようにフィードバック補正係数が求められて噴射量が決定される。
【０２４３】
この構成により、空燃比の検出精度を向上させることができる。即ち、図５３に示す如く、比較的短い間隔でサンプリングすることから、サンプリング値はセンサ出力をほぼ忠実に反映すると共に、その比較的短い間隔でサンプリングされた値をバッファ群に順次記憶しておき、機関回転数と吸気圧力（負荷）に応じてセンサ出力の変局点を予測してバッファ群の中からそれに対応する値を所定クランク角度において選択するようにした。この後、オブザーバ演算が行われて各気筒空燃比が推定され、図５０で説明したように、空燃比の気筒別のフィードバック制御も可能となる。
【０２４４】
従って、図５３下部に示すように、ＣＰＵコア７０はセンサ出力の最大値と最小値を正確に認識することができる。従って、この構成により前記したオブザーバを用いて各気筒の空燃比を推定するときも、実際の空燃比の挙動に近似する値を使用することができてオブザーバの推定精度が向上し、結果として図５０に関して述べた気筒別の空燃比フィードバック制御を行うときの精度も向上する。尚、その詳細は本出願人が先に提案した特願平６−２４３，２７７号に詳細に記載されているので、これ以上の説明は省略する。
【０２４５】
上記は、ＬＡＦセンサ出力についてオブザーバが行うサンプリング動作（図３６にSel-VOBSV と示す）であるが、ＳＴＲコントローラも同様のサンプリング動作（図３６にSel-VSTRと示す）も行う。
【０２４６】
即ち、このSel-VSTRもＳel-VOBSVで行ったと同様の手順、つまり図３９と同様なフロー・チャートに示す手順に従って求められる。Sel-VOBSV はオブザーバによる気筒別の空燃比推定に対して最も好都合のタイミング（例えば前述のオブザーバの重み係数Ｃがモデルに対して最適となるタイミング）で空燃比を検出するのに対し、Sel-VSTRはＳＴＲを作動させるのに最も好都合のタイミング（例えば直近の排気行程の気筒の影響を最も受ける空燃比の検出タイミング）になるように、Sel-VOBSV で示した図５１と同様のマップを用いて空燃比を検出する。
【０２４７】
上記を前提として図３５フロー・チャートを参照して第１０の実施の形態を説明すると、第１の実施の形態と同様のステップＳ１１００ないしＳ１１１０を経てＳ１１１２に進み、そこでＳel-VSTR によるＬＡＦセンサ出力のサンプリング、即ち、空燃比KACT(k) を検出する。次いでＳ１１１４に進んで第１の実施の形態と同様にフィードバック補正係数KSTRを演算する。より具体的には第１の実施の形態で使用した図１１フロー・チャートを用いて行う。
【０２４８】
続いてＳ１１１６，Ｓ１１１８に進んで要求燃料噴射量Ｔcyl(k)と出力燃料噴射量Ｔout(k)とを求め、Ｓ１１２０に進んでＳel-VOBSVによるＬＡＦセンサ出力のサンプリング、即ち、当量比KACT(k) を検出する。次いでＳ１１２２に進んで前記したオブザーバを介して各気筒の空燃比＃nA/Fを推定し、Ｓ１１２４に進んで気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF を演算し、Ｓ１１２６に進んで前回値との加重平均値などからその学習値＃nKLAFstyを求め、Ｓ１１２８に進んで出力燃料噴射量Ｔout を気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAF で乗算補正して当該気筒の出力噴射量＃ｎＴout とし、Ｓ１１３０に進んで吸気管壁面付着補正を行い、Ｓ１１３２に進んで出力する。
【０２４９】
尚、Ｓ１１０８ないしＳ１１１０で否定されたときはＳ１１３４に進んで図示の如く要求燃料噴射量Ｔcyl(k)を求め、Ｓ１１３６に進んで気筒毎のフィードバック補正係数＃nKLAFstyの学習値を読み出し、Ｓ１１３８に進んで学習値を補正係数＃nKLAF とする。また、Ｓ１１０４でフューエルカットと判断されるときはＳ１１４４を経てＳ１１４６に進んで行列演算を停止すると共に、Ｓ１１４８に進んで気筒毎のフィードバック補正係数は前回値とする。残余のステップは第１の実施の形態と異ならない。
【０２５０】
第１０の実施の形態においては上記の如く構成したことから、第１の実施の形態と同様に、適応パラメータを演算しながら、パラメータ調整機構への入力は燃焼サイクル同期となるため、パラメータ調整機構の演算負荷が大幅に低減され、制御性を確保しつつ実機への適応制御器の使用が可能となると同時に、気筒間バラツキを減少させることも可能となる。
【０２５１】
また、第１の実施の形態と同様に、全気筒について１燃焼サイクル間の空燃比KACTの平均値ないしは適応パラメータの平均値を求めてパラメータ調整機構に入力すると共に、ＳＴＲコントローラの出力の平均値も求めているので、特定気筒の燃焼状態の影響を大きく受けることがない。
【０２５２】
尚、第１０の実施の形態において、第２の実施の形態と同様に適応パラメータθハットあるいはKSTRの平均値を求めても良く、あるいは空燃比KACTと適応パラメータθハットの平均値を共に求めても良いことは言うまでもない。また、目標空燃比KCMD(k) は、全気筒で同一の値でも良い。
【０２５３】
また、第１０の実施の形態において、第２の実施の形態、第３の実施の形態、第４の実施の形態、第５の実施の形態、第６の実施の形態、第７の実施の形態、第８の実施の形態および第９の実施の形態について述べた記載は、全て妥当する。
【０２５４】
図５４および図５５はこの出願に係る装置の第１１の実施の形態を示すフロー・チャートおよびブロック図である。
【０２５５】
第１１の実施の形態の場合、図５５に示すように、ＳＴＲコントローラとパラメータ調整機構とを燃料噴射量演算系に直列に挿入した。即ち、基本燃料噴射量Ｔimに第１の実施の形態と同様に、目標空燃比補正係数KCMDM(k)と各種補正係数KTOTALを乗算して要求燃料噴射量Ｔcyl(k)を求めた後、補正した要求燃料噴射量Ｔcyl(k)をＳＴＲコントローラに入力する。
【０２５６】
他方、検出した排気系集合部空燃比から第１の実施の形態と同様に平均値KACTAVE ないしはθハットAVE を求め、要求燃料噴射量Ｔcyl(k)に対してＳＴＲコントローラで動的補正を行い、補正燃料噴射量Ｇfuel-str(k) を算出する。
【０２５７】
同時に、検出した排気系集合部空燃比からＰＩＤ制御則を用いて集合部のフィードバック補正係数KLAFを求めて、要求燃料噴射量Ｔcyl(k)に乗算して補正燃料噴射量Ｇfuel-KLAF(k)を算出する。
【０２５８】
図５５においてＳＴＲコントローラは、実吸入燃料量（より正確には推定吸入燃料量）Ｇfuel(k) が目標燃料量Ｔcyl(k)に一致するように適応的に出力燃料噴射量Ｇfuel-str(k) を算出し、出力燃料噴射量Ｔout (k) として内燃機関に供給する。尚、仮想プラントでの壁面付着補正は本出願人が先に提案した特願平４−２００３３１号（特開平６−１７６８１号）に詳細に述べられており、この発明の要旨もそこにはないので、説明は省略する。
【０２５９】
ここで実吸入燃料量Ｇfuel(k) は、検出された空気量を検出空燃比で除算して求めることも可能であるが、実施の形態の場合には空気量検出器（エアフローメータ）を備えていないため、目標吸入燃料量（要求噴射量）Ｔcyl(k)に検出空燃比を乗算するようにした。これによって空気量を検出して求めるのと等価に実吸入燃料量を求めることができる。尚、先に述べたように、この制御においては目標空燃比と検出空燃比を実際は当量比として表している。
【０２６０】
また、目標空燃比が理論空燃比ではない場合には算出値を更に目標空燃比で除算して実吸入燃料量を求める。即ち、実吸入燃料量は、目標空燃比が理論空燃比のときは、
実吸入燃料量＝要求噴射量（目標吸入燃料量）×検出空燃比（当量比）
で求め、目標空燃比が理論空燃比以外のときは、
0003725927.tif 000047
で求める。
【０２６１】
上記を図５４フロー・チャートを参照して説明すると、これまでの実施の形態と同様のステップＳ１３００ないしＳ１３１６を経てＳ１３１８に進み、空燃比の平均値KACTAVE および適応パラメータθハットの平均値θハット-AVEを算出する。
【０２６２】
続いてＳ１３２０ないしＳ１３２２を経てＳ１３２４に進んで第１の実施の形態と同様に適応制御系（ＳＴＲコントローラ）の不安定判別を行う。
【０２６３】
図５６はその作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。
【０２６４】
同図に従って説明すると、先ずＳ１４００で適応パラメータθハットの各要素を用いてＳＴＲ制御系の安定性を判別する。
【０２６５】
具体的には、ＳＴＲコントローラが算出する燃料噴射量Ｇfuel-STR(k) は、数４６のように算出される。
【０２６６】
【数４６】
0003725927.tif 000048
【０２６７】
ここで、付着補正が正しいと仮定すると、仮想プラントの伝達関数は、数４７のようになる。
【０２６８】
【数４７】
0003725927.tif 000049
【０２６９】
数４６と数４７とからＴcyl(k)から噴射量Ｇfuel-STR(k) への伝達関数は、数４８のようになる。
【０２７０】
【数４８】
0003725927.tif 000050
【０２７１】
ここで、ｂ０はゲインを決定するスカラ量であるため、０あるいは負となり得ないので、数４８の伝達関数の分母関数ｆ（ｚ）＝ｂ０ｚ3 ＋ｒ１ｚ2 ＋ｒ２ｚ＋ｒ３＋ｓ０は、図１４に示した関数のいずれかになる。そこで、実根が単位円内にあるか否かを判別する、即ち、図１５に示したように、ｆ（−１）＜０ないしｆ（１）＞０であるか否かを判別すれば、肯定されるときは実根が単位円内にあることになるので、それから系が安定しているか否かを容易に判定することができる。
【０２７２】
そしてＳ１４０２において上記からＳＴＲコントローラ系が不安定か否か判断し、肯定されるときはＳ１４０４に進んで適応パラメータθハットを初期値に戻す。これにより、系の安定を回復することができる。続いてＳ１４０６に進んでゲイン行列Γを補正する。ゲイン行列Γは収束速度を決定するものであることから、この補正は収束速度を遅くするように行うものであり、それによっても同様に系の安定を回復することができる。続いてＳ１４０８に進み、図示の如く、フィードバック補正係数としてＰＩＤ制御則による補正係数KLAF(k) を用い、補正燃料噴射量Ｇfuel-KLAF を用い、それに加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔout(k)を決定する。
【０２７３】
尚、Ｓ１４０２でＳＴＲコントローラ系が不安定ではないと判断されるときはＳ１４１０に進んで、図示の如く、フィードバック補正係数として適応制御則による補正係数KSTR(k) を用いた補正燃料噴射量Ｇfuel-str(k) を用い、それに加算項TTOTALを加算して出力燃料噴射量Ｔout(k)を決定する。
【０２７４】
図５４フロー・チャートに戻ると、次いで進んで１３２６に進んで出力燃料噴射量を出力して終わる。第１１の実施の形態の場合、空燃比などの平均値の算出は、従前の実施の形態と異なり、特定気筒の所定クランク角度に限らず、各気筒の所定クランク角度で行うようにしても良い。尚、残余の構成は、従前の実施の形態と相違しない。
【０２７５】
第１１の実施の形態においては上記の如く構成し、第１の実施の形態と同様に、適応パラメータを演算しながら、パラメータ調整機構への入力は燃焼サイクル同期としても良く、その場合はパラメータ調整機構の演算負荷が大幅に低減され、制御性を確保しつつ実機への適応制御器の使用が可能となる。また、無駄時間の短縮により、制御性の向上が可能となる。
【０２７６】
また第１１の実施の形態においても全気筒の制御量の平均値を求めてパラメータ調整機構に入力しているので、特定気筒の燃焼状態の影響を大きく受けることがない。
【０２７７】
上記の如く、この実施の形態においては、多気筒内燃機関の燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御手段と、前記燃料噴射量を操作量として目標値に適応的に一致させる適応制御器と、および前記適応制御器で用いる適応パラメータを算出する適応パラメータ調整機構と、を備えた多気筒内燃機関の燃料噴射制御装置において、前記適応制御器のパラメータ調整機構が出力する複数の適応パラメータθハットに基づいて前記適応制御器および適応パラメータ調整機構の少なくともいずれかに入力する適応パラメータの値を決定するように構成した。
【０２７８】
尚、上記第１の実施形態ないし第１１の実施形態はそれぞれの実施形態の構成において上述したような作用、効果が得られるが、これらの実施形態の多くを組み合わせた構成においては、内燃機関の燃料制御装置において良好な制御性、言い換えればより正確な排気ガス空撚比の制御が可能となる。またすべての実施形態を機関の運転状態等を加味して構成すれば最も有効な作用、効果が表れることは言うまでもない。
【０２７９】
また、上記第１の実施形態ないし第１１の実施形態はその作用、効果によっていくつかの種類に区別できる。
【０２８０】
第１の実施形態は内燃機関の燃料制御装置に適応制御器を適用するにあたって、適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。また機関の特定運転状態に起因する気筒別の空撚比の偏りも解消できる作用、効果を得られる。さらには機関の運転状態に応じて適応制御器とＰＩＤ制御器を切り換える際の制御性の悪化を防止するという作用、効果を得られる。第７の実施形態は第１の実施形態の実際の適用例に相当する。第７の実施形態においてはあらゆる運転状態においても適応制御器の優れた制御性を確保できる作用、効果を得られる。
【０２８１】
第２の実施形態と第３の実施形態は適応制御器の演算方法に係わるものである。第２の実施形態は適応制御器のゲイン行列Γを機関の運転状態に応じて適切に設定するという構成により、適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大および制御特性のセッティングが容易となるという作用、効果を得られる。第３の実施形態はプラント出力の挙動から適応制御器のゲイン行列Γを設定するもので、適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２８２】
第４の実施形態は適応制御器への入力信号の処理に係わるものである。第４の実施形態は適応制御器への入力たる検出空撚比に不感帯を設けるという構成により、検出空撚比の微小な変動による適応制御器の制御性（演算精度）の悪化を防止するという作用、効果を得られる。
【０２８３】
第５の実施形態と第６の実施形態は適応制御器の演算方法、特に適応パラメータの変化速度に係わるものである。第５の実施形態は適応制御器で用いる適応パラメータの変化速度にリミットを設けるという構成により、適応制御器の制御安定性を向上させるという作用、効果を得られる。第５の実施形態は適応制御器で用いる適応パラメータの変化速度を算出安定させるという構成で適応制御器の制御性（演算精度）の向上という作用、効果を得られる。
【０２８４】
第８の実施形態と第９の実施形態は適応制御器の演算方法、特に特定運転状態における適応制御器の演算方法に係わるものである。第８の実施形態および第９の実施形態は適応制御器の演算方法を特定の運転状態に応じて変化させるという構成により、適応制御器の特定運転状態に起因する気筒別の空撚比の偏りも解消できるという作用、効果を得られる。
【０２８５】
第１０の実施形態は適応制御器と気筒別空撚比制御手段による燃料噴射量演算方法に係わるものである。第１０の実施形態は気筒別の空撚比の偏差を解消する手段に適応制御器による空撚比制御手段を加えたという構成により、気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上という作用、効果を得られる。また空撚比の検出タイミングを機関の運転状態により最適にするという構成により、気筒別の空撚比の検出（演算）精度と適応制御器の制御性（演算精度）の向上という作用、効果を得られる。
【０２８６】
第１１の実施形態は適応制御器をプラントに接続する手法に係わるものであり、第１の実施形態および第３の実施形態の変形例に相当するものである。第１１の実施形態は燃料噴射量を直接演算するという構成により、適応制御器の制御性（演算精度）の向上という作用、効果を得られる。また適応制御器で用いる適応パラメータから適応制御器の安定性を判別するという構成により、適応制御器の制御安定性の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２８７】
以上に示した実施形態の種類はそれぞれ同じ種類に属する実施形態同士を組み合わせた構成により、それぞれの実施形態で述べた作用、効果が向上する。またいくつかの実施形態の種類をそれぞれ組み合わせてもそれぞれの実施形態で述べた作用、効果が相乗的に向上して内燃機関の燃料制御装置において良好な制御性、言い換えればより正確な排気ガス空撚比の制御が可能となることは先に述べた通りである。
【０２８８】
第１の実施形態および第７の実施形態と第２の実施形態および第３の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２８９】
第１の実施形態および第７の実施形態と第４の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９０】
第１の実施形態および第７の実施形態と第５の実施形態および第６の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９１】
第１の実施形態および第７の実施形態と第８の実施形態および第９の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の特定運転状態に起因する気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９２】
第１の実施形態および第７の実施形態と第１０の実施形態を組み合わせて利用すれば気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９３】
第１の実施形態および第７の実施形態と第１１の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御安定性の向上と適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。特に第１１の実施形態の適応制御器で用いる適応パラメータの安定性の判別が各実施形態に用いることが有効な点は先に述べた通りである。
【０２９４】
第２の実施形態および第３の実施形態と第４の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９５】
第２の実施形態および第３の実施形態と第５の実施形態および第６の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９６】
第２の実施形態および第３の実施形態と第８の実施形態および第９の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の特定運転状態に起因する気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９７】
第２の実施形態および第３の実施形態と第１０の実施形態を組み合わせて利用すれば気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９８】
第２の実施形態および第３の実施形態と第１１の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。また第１１の実施形態における適応制御器で用いる適応パラメータから適応制御器の安定性を判別するという構成により、適応制御器の制御安定性の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０２９９】
第４の実施形態と第５の実施形態および第６の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３００】
第４の実施形態と第８の実施形態および第９の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の特定運転状態に起因する気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０１】
第４の実施形態と第１０の実施形態を組み合わせて利用すれば気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０２】
第４の実施形態と第１１の実施形態を組み合わせて利用すれば気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。また第１１の実施形態における適応制御器で用いる適応パラメータから適応制御器の安定性を判別するという構成により、適応制御器の制御安定性の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０３】
第５の実施形態および第６の実施形態と第８の実施形態および第９の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の特定運転状態に起因する気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０４】
第５の実施形態および第６の実施形態と第１０の実施形態を組み合わせて利用すれば気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０５】
第５の実施形態および第６の実施形態と第１１の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。また第１１の実施形態における適応制御器で用いる適応パラメータから適応制御器の安定性を判別するという構成により、適応制御器の制御安定性の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０６】
第８の実施形態および第９の実施形態と第１０の実施形態を組み合わせて利用すれば気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０７】
第８の実施形態および第９の実施形態と第１１の実施形態を組み合わせて利用すれば適応制御器の特定運転状態に起因する気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。また第１１の実施形態における適応制御器で用いる適応パラメータから適応制御器の安定性を判別するという構成により、適応制御器の制御安定性の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０８】
第１０の実施形態と第１１の実施形態を組み合わせて利用すれば気筒別の空撚比の偏りも解消でき適応制御器の制御性（演算精度）の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。また第１１の実施形態における適応制御器で用いる適応パラメータから適応制御器の安定性を判別するという構成により、適応制御器の制御安定性の向上と演算処理能力の拡大という作用、効果を得られる。
【０３０９】
尚、上記第１ないし第１１の実施の形態において、平均値として単純平均値を示したが、それに限られるものではなく、加重平均値、移動平均値、加重移動平均値などでも良い。また、パラメータ調整機構への入力が同期して行われる１燃焼サイクルの間の平均値を求めたが、２燃焼サイクル以前の平均値を求めて良く、或いは１燃焼サイクル未満、例えば２ないし３ＴＤＣ間の平均値を求めても良い。
【０３１０】
更に、上記でSel-VOBSV とSel-VSTRとを別々に備え、それぞれに最適な空燃比を検出すれば良いことは上述の通り当然であるが、機関の特性や排気系のレイアウトによってはSel-VOBSV とSel-VSTRとはほとんどの運転領域でほぼ同一の検出空燃比を示すことから、このような場合にはこれらのサンプリング機能を統一して空燃比を検出し、その出力をオブザーバとＳＴＲの双方の入力に用いても良い。例えば、図３６のSel-VOBSV のみとし、その出力をオブザーバとＳＴＲに利用しても良い。
【０３１１】
また、第１の実施の形態などで空燃比として実際には当量比を用いているが、空燃比と当量比とを別々に定めても良いことは言うまでもない。更に、フィードバック補正係数KSTR, ＃nKLAF, KLAF を乗算項として求めたが、加算値として求めても良い。
【０３１２】
また、上記において適応制御器としてＳＴＲを例にとって説明したが、ＭＲＡＣＳ（モデル規範型適応制御）を用いても良い。
【０３１３】
尚、上記において排気系集合部に設けた単一の空燃比センサの出力を用いているが、それに限られるものではなく、気筒毎に空燃比センサを設けて検出した空燃比から気筒ごとに空燃比フィードバック制御を行っても良い。
【０３１４】
【発明の効果】
請求項１項にあっては、適応制御を内燃機関の燃焼サイクルに同期させて動作させる場合にも、適応制御アルゴリズムへ入力する検出空燃比が、空燃比の気筒間バラツキが生じているなどの状態によって特定気筒の影響を大きく受ける際も、その特定気筒の影響を受けることなく、高精度の適応制御を実現することができる。
【０３１５】
請求項２項にあっては、請求項１項で述べた効果に加えて、具体的には平均値に応じて求める値とすることにより、特定気筒の影響を最も受け難くすることができる。
【０３１６】
請求項３項にあっては、請求項１項で述べた効果に加えて、複数の制御サイクルにおいて出力する複数の適応パラメータに基づいて前記入力する適応パラメータの値を決定する、即ち平滑化するのを中止する如く構成したことから、アイドルや低回転などの所定の運転状態において、平滑化を行うことで生じるハンチングなどの現象を回避することができる。
【０３１７】
請求項４項にあっては、排気還流の実行によって請求項１項で述べた気筒間のバラツキが大きくなった場合にも、特定気筒の影響を受けることなく、高精度の適応制御を実現することができる。
【０３１８】
請求項５項にあっては、キャニスタ・パージの実行によって請求項１項で述べた気筒間のバラツキが大きくなった場合にも、特定気筒の影響を受けることなく、高精度の適応制御を実現することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置を全体的に示す概略図である。
【図２】図１中の排気還流機構の詳細を示す説明図である。
【図３】図１中のキャニスタ・パージ機構の詳細を示す説明図である。
【図４】図１中の可変バルブタイミング機構のバルブタイミング特性を示す説明図である。
【図５】図１中の制御ユニットの詳細を示すブロック図である。
【図６】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置の動作を示すメイン・フロー・チャートである。
【図７】図６フロー・チャートの動作を機能的に示すブロック図である。
【図８】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置で用いる適応制御器の動作の例を示すタイミング・チャートである。
【図９】この出願に係る内燃機関の燃料噴射制御装置で用いる適応制御器の動作の別の例を示すタイミング・チャートである。
【図１０】図６ブロック図の構成をＳＴＲコントローラと適応パラメータ調整機構とに焦点をおいて書き直したブロック図である。
【図１１】図６フロー・チャートの適応制御則によるフィードバック補正係数などの平均値の演算作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。
【図１２】図１１フロー・チャートの演算作業を説明するタイミング・チャートである。
【図１３】図６フロー・チャートの適応制御系の不安定判別を説明するサブルーチン・フロー・チャートである。
【図１４】図１３フロー・チャートの不安定判別を説明する説明図である。
【図１５】図１３フロー・チャートの不安定判別作業を説明する図１４と同様の説明図である。
【図１６】図８と同様の適応制御器の動作の別の例を示すタイミング・チャートである。
【図１７】図８と同様の適応制御器の動作の別の例を示すタイミング・チャートである。
【図１８】この出願に係る装置の第２の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図１９】図１８フロー・チャートで使用するマップの特性を示す説明図である。
【図２０】図１８フロー・チャートで使用するテーブルの特性を示す説明図である。
【図２１】図１８フロー・チャートで使用する図２０と同様のテーブルの特性を示す説明図である。
【図２２】図１８フロー・チャートで使用する図２０と同様のテーブルの特性を示す説明図である。
【図２３】図１８フロー・チャートで使用する図２０と同様のテーブルの特性を示す説明図である。
【図２４】この出願に係る装置の第３の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図２５】この出願に係る装置の第４の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図２６】図２５フロー・チャートで使用する不感帯の特性を示す説明図である。
【図２７】この出願に係る装置の第５の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図２８】図２７フロー・チャートで使用するリミッタの特性を示す説明図である。
【図２９】この出願に係る装置の第６の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図３０】図２９フロー・チャートで使用するマップの特性を示す説明図である。
【図３１】この出願に係る装置の第７の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図３２】図３１フロー・チャートの作業を説明する説明図である。
【図３３】この出願に係る装置の第８の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図３４】この出願に係る装置の第９の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図３５】この出願に係る装置の第１０の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図３６】図３５フロー・チャートの動作を説明するブロック図である。
【図３７】多気筒内燃機関のＴＤＣと排気系集合部の空燃比との関係を示す説明図である。
【図３８】実際の空燃比に対するサンプルタイミングの良否を示す説明図である。
【図３９】図３６ブロック図のＳel-Vブロックでの出空燃比のサンプリング作業を示すフロー・チャートである。
【図４０】図３６ブロック図のオブザーバの説明図の１つで先の出願で述べた空燃比センサの検出動作をモデル化した例を示すブロック図である。
【図４１】図４０に示すモデルを周期ΔＴで離散化したモデルである。
【図４２】空燃比センサの検出挙動をモデル化した真の空燃比推定器を示すブロック線図である。
【図４３】内燃機関の排気系の挙動を示すモデルを表すブロック線図である。
【図４４】図４３に示すモデルを用いて４気筒内燃機関について３気筒の空燃比を１４．７：１に、１気筒の空燃比を１２．０：１にして燃料を供給する場合を示すデータ図である。
【図４５】図４４に示す入力を与えたときの図４３モデルの集合部の空燃比を表すデータ図である。
【図４６】図４４に示す入力を与えたときの図４３モデルの集合部の空燃比をＬＡＦセンサの応答遅れを考慮して表したデータと、同じ場合のＬＡＦセンサ出力の実測値を比較するグラフ図である。
【図４７】一般的なオブザーバの構成を示すブロック線図である。
【図４８】図３６ブロック図に示したオブザーバで、先の出願で用いるオブザーバの構成を示すブロック線図である。
【図４９】図４３に示すモデルと図４８に示すオブザーバを組み合わせた構成を示す説明ブロック図である。
【図５０】図３６ブロック図における空燃比のフィードバック制御を示すブロック図である。
【図５１】図３９フロー・チャートで使用するタイミングマップの特性を示す説明図である。
【図５２】図５１の特性を説明する、機関回転数および機関負荷に対するセンサ出力特性を示す説明図である。
【図５３】図３９フロー・チャートでのサンプリング動作を説明するタイミング・チャートである。
【図５４】この出願に係る装置の第１１の実施の形態を示すフロー・チャートである。
【図５５】図５４フロー・チャートの動作を説明するブロック図である。
【図５６】図５４フロー・チャートの適応制御系の不安定判別作業を示すサブルーチン・フロー・チャートである。
【図５７】内燃機関の燃料噴射量演算での無駄時間を説明するタイミング・チャートである。
【符号の説明】
１０  内燃機関
１２  吸気管
２０  吸気マニホルド
２２  インジェクタ
２４  排気マニホルド
２６  排気管
２８  触媒装置
３４  制御ユニット
５４  広域空燃比センサ（ＬＡＦセンサ）
１００  排気還流機構
２００  キャニスタ・パージ機構
３００  可変バルブタイミング機構
４００  切換機構
【図１】
0003725927.tif 000051
【図２】
0003725927.tif 000052
【図３】
0003725927.tif 000053
【図４】
0003725927.tif 000054
【図５】
0003725927.tif 000055
【図６】
0003725927.tif 000056
【図７】
0003725927.tif 000057
【図８】
0003725927.tif 000058
【図９】
0003725927.tif 000059
【図１０】
0003725927.tif 000060
【図１１】
0003725927.tif 000061
【図１２】
0003725927.tif 000062
【図１３】
0003725927.tif 000063
【図１４】
0003725927.tif 000064
【図１５】
0003725927.tif 000065
【図１６】
0003725927.tif 000066
【図１７】
0003725927.tif 000067
【図１８】
0003725927.tif 000068
【図１９】
0003725927.tif 000069
【図２０】
0003725927.tif 000070
【図２１】
0003725927.tif 000071
【図２２】
0003725927.tif 000072
【図２３】
0003725927.tif 000073
【図２４】
0003725927.tif 000074
【図２５】
0003725927.tif 000075
【図２６】
0003725927.tif 000076
【図２７】
0003725927.tif 000077
【図２８】
0003725927.tif 000078
【図２９】
0003725927.tif 000079
【図３０】
0003725927.tif 000080
【図３１】
0003725927.tif 000081
【図３２】
0003725927.tif 000082
【図３３】
0003725927.tif 000083
【図３４】
0003725927.tif 000084
【図３５】
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【図３６】
0003725927.tif 000086
【図３７】
0003725927.tif 000087
【図３８】
0003725927.tif 000088
【図３９】
0003725927.tif 000089
【図４０】
0003725927.tif 000090
【図４１】
0003725927.tif 000091
【図４２】
0003725927.tif 000092
【図４３】
0003725927.tif 000093
【図４４】
0003725927.tif 000094
【図４５】
0003725927.tif 000095
【図４６】
0003725927.tif 000096
【図４７】
0003725927.tif 000097
【図４８】
0003725927.tif 000098
【図４９】
0003725927.tif 000099
【図５０】
0003725927.tif 000100
【図５１】
0003725927.tif 000101
【図５２】
0003725927.tif 000102
【図５３】
0003725927.tif 000103
【図５４】
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【図５５】
0003725927.tif 000105
【図５６】
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【図５７】
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