(57)【要約】【課題】触媒の暖機運転時に、インジェクタの最小燃料噴射能力という制約の下で、膨張・排気行程で少量の燃料噴射を行う。【解決手段】触媒の暖機運転時に、膨張・排気行程での燃料噴射（膨張・排気行程噴射）を行うことができるエンジンの電子制御装置であって、触媒が所定の温度より高くなったとき、所定のサイクル期間のうち、所定の割合の期間、膨張・排気行程で燃料噴射を行い、残りの期間では膨張・排気行程噴射を行わないよう膨張・排気行程噴射の制御を行う。これによって、触媒上に吸着された酸素を有効活用することによって、スリップHCを抑制しながら、触媒の活性時間を短縮することができる。    【選択図】図１０
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
触媒の暖機運転時に、膨張・排気行程での燃料噴射（膨張・排気行程噴射）を行うことができるエンジンの電子制御装置であって、
前記触媒が所定の温度より高くなったとき、所定のサイクル期間のうち、所定の割合の期間、前記膨張・排気行程での燃料噴射を行い、残りの期間では前記膨張・排気行程噴射を行わないよう燃料噴射制御を行うよう構成されている電子制御装置。 
【請求項２】
前記膨張・排気行程噴射の要求噴射量がインジェクタが噴射することができる燃料の最小量よりも小さいとき、前記所定の割合は、該要求噴射量を膨張・排気工程で噴射することができる燃料の最小量で除した値とする、請求項１に記載の電子制御装置。 
【請求項３】
前記膨張・排気行程での要求噴射量、または噴射タイミングは、触媒温度に基づいて決定される請求項１または２に記載の装置。 
【請求項４】
前記膨張・排気行程噴射は、所定の気筒に対して行われ、所定の気筒以外では行わない請求項１から３のいずれかに記載の装置。 
【請求項５】
前記所定の気筒を時間の経過とともに入れ替える請求項４に記載の装置。
【請求項６】
前記所定の気筒を入れ替える際、入れ替え前の気筒からの排ガスの触媒上での流入位置と入れ替え後の流入位置が離間するような気筒が選択される請求項５に記載の装置。 
【請求項７】
前記触媒の温度は、エンジン運転状態を用いた熱モデルによって算出される請求項１から６のいずれかに記載の装置。 
【請求項８】
前記熱モデルには所定のパラメータ(Tcat_hat)に応じて設定されるモデルパラメータ(Ccat)があり、所定のパラメータの複数の領域に対し、互いに交差する複数の関数(Wi)を設定し、温度センサ出力(Tcsns)に基づいて、複数の関数の高さを調整(Kcli)し、この調整された複数の関数によってモデルパラメータ(Ccat)を修正する、請求項７に記載の装置。
【請求項９】
前記膨張・排気行程噴射の要求噴射量、または噴射タイミングは、エンジン始動からの時間に基づいて決定される請求項１または２に記載の装置。 
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
触媒の暖機運転時に、膨張・排気行程での燃料噴射を行うことができるエンジンの電子制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
特許文献１には、触媒を急速暖機するため、直噴インジェクタによる燃料噴射を、吸気から圧縮行程に1回、膨張から排気行程に１回行い、２回の燃料量の総和による空燃比を理論空燃比よりもリーン化することが記載されている。
【０００３】
特許文献２には、触媒を急速暖機する必要のある所定の温度以下の条件において、排ガス温度を上昇させるために、直噴インジェクタによる燃料噴射量を、2回に分割し、触媒の温度が所定温度以下のときには、排ガス温度が上昇するように燃料の分割比率を設定し、触媒の温度が所定温度以上となったときは触媒の活性温度を低減するためにCOとO2濃度が増加するような分割比率とすることが記載されている。
【０００４】
特許文献３には、触媒を急速暖機する必要のある所定の温度以下の条件において、排ガス温度を上昇させるために、直噴インジェクタによる燃料噴射量を、2回に分割し、分割された燃料噴射量がインジェクタの最小燃料噴射量を下回らないようにエンジンの吸入空気量を増大することが記載されている。
【０００５】
従来、 エンジン始動直後のエミッションを低減する技術としてファストアイドル中の吸入空気量を通常のアイドル状態よりも増大するとともに点火時期をリタードすることによって、排ガスの熱エネルギー(温度だけではなく質量も増大)し、この熱エネルギーによって触媒の活性時間を短縮する技術が広く用いられている。 
【０００６】
また、高出力/高トルクを実現するために採用される高性能対応排気系(4-2-1排気系など)は、放熱面積が多く、熱容量も大きいため、排気系の温度上昇に排ガスの熱エネルギーが奪われてしまい、触媒の温度上昇速度を低下させる。このため、高性能対応排気系を採用した車両では、触媒活性時間の短縮のため、直噴インジェクタを設置し、燃焼サイクルの吸気/圧縮工程における燃料噴射に加え、膨張・排気工程で燃料噴射(以下、膨張・排気行程噴射)を行い、排ガス温度を上昇させる手法が用いられることがある。 
【０００７】
しかしながら、膨張・排気行程噴射は、膨張・排気行程の筒内ガス温度条件が十分に高く維持できないと、再燃焼が十分に行われず、むしろ、未燃HC(スリップHCと呼ぶ)を増大し、最悪の場合、  膨張・排気行程噴射による燃料の気化遷熱によって排ガス温を低下させてしまい、触媒の活性時間を長びかせてしまうことがある。 
【０００８】
このことから、特許文献１のように膨張・排気工程での燃料噴射を、トータルの燃料による空燃比がリーンとなるように少なくする手法も考えられるが、実際には、ファストアイドル中の吸入空気量はそれほど大きくないため、直噴インジェクタで噴射可能な最小燃料噴射量を排気/膨張行程にて噴射したとしても、トータルの燃料による空燃比をリーンとすることは難しく、スリップHCを低減することはできない。 
【０００９】
特許文献２の技術は、吸気から圧縮工程にかけての燃料噴射を2回に分割し、その分割比率を触媒温度に基づいて行うが、吸気から圧縮工程における分割燃料噴射のみでは、上記の高性能対応排気系における触媒活性時間を十分に短縮できない。また、排気系に取り付けられる温度センサは、高温・水蒸気にさらされるため、耐熱性や耐腐食性を維持するため、熱容量の大きいものとなるため、応答遅れが大きい。このため、温度センサを用いて分割燃料噴射の制御を行うと、噴射割合の変更などのタイミングに遅れが生じ、適切な触媒昇温特性を得られない。 
【００１０】
特許文献３の技術では、触媒暖気制御中におけるスリップHC低減のための手法が提案されている。この手法は、最小燃料噴射量に合わせて吸入空気量を増加させているのであって、燃料噴射量自身を減少させているわけではない、すなわち、噴射されるHC量を低減しているわけではないため、スリップHCの低減を図ることはできない。 
【００１１】
以上のように、高性能対応排気系を採用した車両において、直噴インジェクタにおける最小燃料噴射量の制限を回避しつつ、スリップHCを最小にしながら、触媒活性時間を短縮できる手法が望まれている。 
【特許文献１】特開2001−89222
【特許文献２】特開2001−73913
【特許文献３】特開2001−323834
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１２】
したがって、この発明は、触媒の暖機運転時に、インジェクタの最小燃料噴射能力という制約の下で、膨張・排気行程で少量の燃料噴射を行う手法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
上記の課題を解決するため、この発明の電子制御装置は、触媒の暖機運転時に、膨張・排気行程での燃料噴射（膨張・排気行程噴射）を行うことができるエンジンの電子制御装置であって、次の構成を備える。すなわち、触媒が所定の温度より高くなったとき、所定のサイクル期間のうち、所定の割合の期間、膨張・排気行程で燃料噴射を行い、残りの期間では膨張・排気行程噴射を行わないよう膨張・排気行程噴射の制御を行う。 
【００１４】
これによって、触媒上に吸着された酸素を有効活用することによって、スリップHCを抑制しながら、触媒の活性時間を短縮することができる。 
【００１５】
この発明の一形態では、膨張・排気行程噴射の要求噴射量がインジェクタが噴射することができる最小量よりも小さい場合、前記所定の割合は、要求噴射量を膨張・排気工程で噴射することができる最小量で除した値とする。 
【００１６】
これによって、直噴インジェクタが噴射することができる最小量の制約に影響されず、触媒上に吸着された酸素を有効活用することによって、実質の膨張・排気燃料噴射における燃料噴射量を最小量の以下とすることができ、スリップHCの排出量をより抑制することができる。膨張・排気燃料噴射における燃料噴射量は、触媒の活性化初期には、スリップHCの排出量を最小限にするよう高精度に制御する必要がある。この発明は、このような必要性を満足することができる。
【００１７】
この発明のもう一つの形態では、膨張・排気行程での要求噴射量、または噴射タイミングは、触媒の温度に基づいて決定される。
【００１８】
触媒の活性化初期に、不適切なタイミングと量で膨張・排気燃料噴射を行うと、スリップHCが非常に多くなる。この発明の実施形態は、スリップHCの排出量を最小限にすることができ、触媒の反応状態のばらつきや経年変化が生じた際のスリップHCの増加も抑制することができる。 
【００１９】
さらにこの発明のもう一つの形態では、膨張・排気行程噴射は、所定の気筒に対して行われ、所定の気筒以外では行わない。 
【００２０】
これによって、膨張・排気行程噴射を行わない気筒から、触媒へ酸素が供給されることになり、その酸素により、燃料の触媒上での反応を促進することができるため、触媒の活性時間の短縮とスリップHCの抑制を高めることができる。
【００２１】
また、この発明の一形態では、前記所定の気筒を時間の経過とともに入れ替える。これによって、触媒上での各気筒の排ガス流入位置の偏りを利用し、膨張・排気燃料噴射された排ガスが流入しない触媒領域において、酸素を吸蔵することができるため、その領域に膨張・排気燃料噴射された排ガスが流入した際、燃料と酸素の反応をより促進することができるため、触媒の活性時間の短縮とスリップHCの抑制を高めることができる。
【００２２】
気筒を入れ替える際、入れ替え前の気筒からの排ガスの触媒上での流入位置と入れ替え後の流入位置が離間するように気筒が選択される。これによって、膨張・排気行程噴射された排ガスが流入しない触媒領域での酸素の吸蔵時間をより長くとることができるため、その領域に膨張・排気行程噴射された排ガスが流入した際、上記の効果をより高めることができる。
【００２３】
この発明の具体例では、前記触媒の温度は、エンジン運転状態を用いた熱モデルによって算出される。触媒の活性化初期に、不適切なタイミングと量で膨張・排気燃料噴射を行うと、スリップHCが非常に多くなる。この具体例では、温度センサを用いる場合に比べて、温度センサの応答遅れの影響を受けることなく、膨張・排気行程噴射のタイミングと量を制御できるため、触媒の活性時間の短縮とスリップHCの抑制を高めることができる。 
【００２４】
この熱モデルには所定のパラメータ(Tcat_hat)に応じて設定されるモデルパラメータ(Ccat)があり、所定のパラメータの複数の領域に対し、互いに交差する複数の関数(Wi)を設定し、温度センサ出力(Tcsns)に基づいて、複数の関数の高さを調整(Kcli)し、この調整された複数の関数によってモデルパラメータ(Ccat)を修正する。
【００２５】
これによって、触媒の反応状態のばらつきや経年変化が生じた際も、高いスリップHCの抑制と触媒の活性時間の短縮を維持することができる。
【００２６】
また、もう一つの具体例では、膨張・排気行程噴射の要求噴射量、または噴射タイミングは、エンジン始動からの時間に基づいて決定される。触媒の活性化初期に、不適切なタイミングと量で膨張・排気燃料噴射を行うと、スリップHCが非常に多くなる。この具体例は、スリップHCを抑制しつつ、触媒の活性時間の短縮をおこなうことができる。 
【発明を実施するための最良の形態】
【００２７】
１． 従来の触媒の急速暖気制御
従来、 エンジン始動直後のエミッションを低減する技術として特開平10-299631(FIRE)に見られるように、ファストアイドル中の吸入空気量を通常のアイドル状態よりも増大するとともに点火時期をリタードすることによって、排ガスの熱エネルギー(温度だけではなく質量も増大)し、この熱エネルギーによって触媒の活性時間を短縮する技術が広く用いられている。  
【００２８】
しかしながら、高出力/高トルクを実現するために採用される高性能対応排気系(4-2-1排気系、etc.)は、放熱面積が多く、熱容量も大きいため、排気系の温度上昇に排ガスの熱エネルギーが奪われてしまい、触媒の温度上昇速度を低下させる。このため、高性能対応排気系を採用した車両は触媒の活性時間を短縮することが難しく、低エミッションを実現することが難しい。
【００２９】
そこで、上記の特許文献１に示されるように、筒内噴射インジェクタを備えたエンジンでは、図１のように膨張行程や排気行程に付加的な燃料噴射(膨張・排気行程噴射)を行い。その燃料を筒内や排気管で燃焼させることにより、排気温を上昇させ、触媒の活性時間を短縮することが考えられている。
【００３０】
しかしながら、膨張・排気行程噴射は、膨張・排気行程の筒内ガス温度条件が十分に高く維持できないと、噴射された燃料の再燃焼が十分に行われず、むしろ、未燃HC(スリップHC)を増大させ、最悪の場合、膨張・排気行程噴射による燃料の気化遷熱によって排ガス温を低下させてしまい、触媒の活性時間を長びかせてしまうことがある。  
【００３１】
また、スリップHCを最小化するのに適した燃料量は非常に小さい。筒内噴射インジェクタには、最小燃料噴射時間(Timin)があり、燃料圧力を低下させても、スリップHCを最小化する少量の燃料量を噴射することは難しい。インジェクタの流量特性を低流量方向へシフトし、スリップHCを最小化するに適した燃料量を噴射できるようにすることは可能であるが、この場合、 4-2-1排気系によって実現される最大トルク/出力条件時に要求される最大燃料噴射量を噴射できなくなり、低エミッションと高性能(高トルク/高出力)の両立ができなくなる。  
【００３２】
このように、高性能対応排気系における触媒活性時間の短縮とスリップHCを最小化、高性能を両立する手法が望まれている。
【００３３】
２． 急速暖気制御の改良
膨張・排気行程噴射による触媒活性時間の短縮を図る手法としては、前述のように膨張・排気行程噴射による燃料の筒内または排気管内での燃焼によって排ガス温度の上昇を図る方法がある。この場合、始動直後のエンジンの暖機前ということもあり、筒内の燃焼ガスまたは排気の温度が低く、十分な燃焼を実現することは非常に難しい。
【００３４】
そこで、より低温度で膨張・排気行程噴射による燃料を燃焼させる手法として、触媒上で燃焼させる手法を考える。
【００３５】
この手法では、図２に示すように、エンジン始動直後の期間Aでは、シリンダ壁やピストンの温度が高くないため、未燃HCが非常に多い。よって、触媒の暖機よりもHCの低減を優先し、混合気の均質性を上げるため、吸気行程に1回の燃料噴射を行う。
【００３６】
次に、期間Bでは、触媒の暖機を早めるため、排気温度を上昇させる。このとき、点火時期をTDC後7〜15degに遅角化し、燃料を吸気行程と圧縮行程の2回に分けて噴射する。このとき、1回目の噴射タイミングをθinj1、2回目をθinj2としたとき、 θinj1を-90〜-120deg(吸気トップ後90〜120deg)、 θinj2を-240〜-290deg(吸気トップ後240〜290deg)と設定し、混合気が弱成層化され、着火時期の進角によって燃焼安定性向上しつつ、燃焼終了時期を遅らせる（燃焼期間を長くする）。すなわち、未燃HCを低減しつつ、排ガス温度を上昇させる。
【００３７】
期間Cでは、触媒上で燃料を燃焼させるため、触媒の一部、表層の活性化が開始し始めた時点、すなわち、触媒温度が焼く100度Cに達した時点で、膨張・排気行程噴射を開始する。このとき、触媒の表層や前半部だけが活性化している状態なので、多くの燃料を触媒上で燃焼させることはできない。よって、図２に示すように触媒の温度上昇に合わせて、すなわち、触媒の活性度合いに合わせて、膨張・排気行程噴射の燃料量を増大させる。
【００３８】
ここで、スリップHCを最小化するに最適な膨張・排気行程噴射の要求燃料量Ti3rdRQは非常に小さく、燃圧を最低としても、インジェクタの最小燃料噴射期間Timinよりも小さくなってしまう。
【００３９】
一方、触媒上で燃料を燃焼させる場合には、排ガス中の残留酸素を用いることもできるが、触媒には酸素吸蔵能力があり、吸蔵された酸素を用いることもできる。また、排ガス中の燃料量と酸素濃度を周期的に変化させた場合、触媒表層での燃料量と酸素の割合は、この酸素吸蔵能力により、遅れ特性を示す。すなわち、 膨張・排気行程噴射の燃料噴射量Ti3rdが要求値Ti3rdRQよりも多かったとしても、触媒上に十分に吸着された酸素があったならば、その燃料を触媒表層で酸化可能でありスリップHCを低減できる。
【００４０】
このことから、本発明では、図３に示しように触媒の酸素吸蔵能力を活用し、インジェクタにおけるTiminによる制約の解決を図った。図３では、要求値Ti3rdRQに基づき、所定のサイクル期間PRD3RDMAX(たとえば8〜10サイクルの期間)における膨張・排気行程噴射の割合Rti3rdと噴射実行期間PRD3RDを下式のように定め、膨張・排気行程噴射を間欠的に行うことによって、 Timinの制限を維持しつつ、膨張・排気行程噴射の実質的効果をTi3rdRQと同等にする。
【数１】
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【００４１】
たとえば、所定の期間PRD3RDMAXを８燃焼サイクルとして、膨張・排気行程噴射の要求値Ti3rdRQがTiminの1/4であるとき、８燃焼サイクルの1/4である２サイクルにおいてだけ、Timinの間欠燃料噴射を行うと、８サイクル全体では、１サイクル当たり1/4・Timinの燃料噴射が行われたことと等価になる。この例では、噴射割合Rti3rdが1/4であり、噴射実行期間、すなわち噴射を実行する燃焼サイクル数PRD3RDは、8/4=2 である。
【００４２】
図３は、上記の関係をパルス幅変調に準じて示している。図におけるCPRD3RDの幅は、所定のサイクル期間PRD3RDMAX（上の例では８サイクル）であり、パルス幅変調におけるパルス周期に相当する。また、噴射を実行する燃焼サイクル数PRD3RDは、パルス幅変調におけるパルス幅に相当する。
【００４３】
図３の(a)は、膨張・排気行程噴射の要求値Ti3rdRQを示している。この要求値は、全燃焼サイクルにわたって各気筒に噴射する燃料の値を示している。図に見られるように、要求値Ti3rdRQは、インジェクタの最小噴射量（噴射時間）Timinよりも小さいので、通常の噴射では実現することができない。図３の(b)は、(a)に示す要求値Ti3rdRQを実現するために実行される間欠噴射の燃焼サイクル数PRD3RDをパルス幅変調形式で表示している。すなわち、図３(b)におけるパルス幅は、所定サイクル周期に間欠的に膨張・排気行程噴射が実施される回数に対応する値を表している。
【００４４】
膨張・排気行程噴射は、Timinの制限より、全気筒で行うと燃料供給が過剰になりスリップHCが増大するので、特定の気筒に対して行う。例えば、#1気筒においてのみ膨張・排気行程噴射を行う。このとき、高出力対応排気系では、各気筒の排気が図４(a)のように均等に触媒に流入することは稀であり、図４(b)のように偏りを持つことが多い。図４は、触媒ハニカムの断面を模型的に示しており、ハッチングで示す領域（#1Cyl、#2Cyl、#3Cyl、#4Cyl）は、４気筒エンジンのそれぞれの気筒からの排気が触媒ハニカムに流入する領域を示している。
【００４５】
図３の間欠燃料噴射は、触媒の酸素吸蔵能力を用いてスリップHCの低減を図っているため、高出力対応排気系では特定の決まった気筒に対し、膨張・排気行程噴射を行った場合は、触媒全体の酸素吸蔵能力を活用できなくなるため、スリップHCの低減効果が減少する。
【００４６】
そこで、この発明の実施例では、図４(b)を参照すると、たとえば第２気筒（#2Cyl）、第４気筒（#4Cyl）、第１気筒(#1Cyl)、第３気筒(#3Cyl)の順に膨張・排気行程噴射を行う気筒を切り換える。このような気筒ローテーション順は、前回噴射を行った気筒からの排気が流入する触媒ハニカムの領域と、今回噴射を行う気筒からの排気が流入する触媒ハニカムの領域との距離が極力遠くなるように選択する。これによって、高出力排気系での流入分布の偏りを活用して触媒全体の酸素吸蔵能力を活用できるようにする。ある気筒で膨張・排気行程噴射を行うと、その燃料は触媒ハニカムに偏って流入し、燃料が届きにくい領域を生じ、その領域の触媒での酸素吸蔵時間を長く確保することができる。この領域に次回に燃料が送られてくる際のスリップHCをより少なくすることができる。  図５は、４気筒エンジンにおいて膨張・排気行程噴射をローテーションしたときの、要求噴射量Ti3rdRQに対応する各気筒におけるTi3rd噴射を示す。各気筒（#1、#2、#3、#4）での噴射がパルス形で示されているが、このパルスの幅は、所定の燃焼サイクル周期のうち間欠的に噴射を実行する燃焼サイクル数PRD3RDを表している。ローテーションの周期は、触媒容量やレイアウト、エンジン始動時の気温や水温、油温、必要な触媒昇温性能等に応じて最適化される。
【００４７】
３．膨張・排気行程噴射の高精度化
膨張・排気行程噴射の噴射タイミングおよび噴射量制御としては、触媒温度Tcatと膨張・排気行程噴射の関係が、予め図２に示す関係となるようにエンジン始動後の時間に対し設定しておくことも考えられる。
【００４８】
しかし、この手法では、外気温TAの変化や始動時の触媒暖気状態、触媒の劣化状態の組み合わせは無数にあり、これらのすべてに対し、適切な膨張・排気行程噴射の制御を行うことはできない。例えば、膨張・排気行程噴射の開始タイミングや増量タイミングが早すぎると、触媒上での膨張・排気行程噴射による燃料の燃焼が十分に行われないことによるスリップHCの増加を招く。一方で、膨張・排気行程噴射の開始タイミングや増量タイミングが遅すぎても、触媒の活性時間が遅くなることにより、HC、Nox、ＣＯなどの有害排ガス成分の排出量が増加する。
【００４９】
このことから、触媒の活性状態を観測し、それに応じて膨張・排気行程噴射の制御を行うことが望ましい。その一手法として、触媒に触媒温度Tcatを観測する温度センサを設置し、その出力Tcsnsに基づいて膨張・排気行程噴射の制御を行うことが考えられる。
【００５０】
しかし、温度センサは、高温や排ガス中の水蒸気や硫化ガスにさらされるため、腐食などの機械的な劣化を受けやすいため、応答性を高く維持することは難しい。よって、センサ出力Tcsnsは触媒温度Tcatに対して遅れを生じる。このため、センサ出力に基づいて膨張・排気行程噴射の制御を行うと、図６のように膨張・排気行程噴射制御の開始タイミングが遅れ、触媒を活性化する時間が遅れてしまう。
【００５１】
これに対し、図７に示すようにエンジンへの吸気量Gcylおよびエンジン回転数Neに基づいて排気温度マップから得られる排気系温度の推定値Tex_hatを得、排気管モデルから触媒前（CAT前）の温度を推定する熱モデルを設定し、CATモデル（触媒モデル）による触媒温度の推定値Tcat_hatに基づいて膨張・排気行程噴射の制御を行う手法も考えられる。この手法では、熱モデルを設定した触媒劣化条件(例えば新品状態)では図８に示すように実際の触媒温度Tcatと推定値Tcat_hatが一致するため、理想的なタイミングで膨張・排気行程噴射の制御を行うことができる。
【００５２】
しかし、触媒の劣化条件が変化する(触媒劣化が進む)とTcatとTcat_hatの間に誤差が生じ、図９に示すように膨張・排気行程噴射の制御を理想的なタイミングで行うことができなくなり、触媒を活性化する時間の遅れやスリップHCの増加を招いてしまう。
【００５３】
そこで、図１０に示すように、触媒23に設けられた温度センサ25からのセンサ出力Tcsnsと温度センサモデル33から得られる出力Tcsns_hatが一致するように、モデル修正アルゴリズム35により触媒（CAT）モデル31のモデルパラメータを適応させる。
【００５４】
ここで、課題となるのが、後に詳細を述べるエンジン負荷(吸気量Gcyl)に応じた触媒の反応熱を定義するための触媒反応熱係数Ccatの触媒劣化に応じた変化である。Ccatは、図１１に示すように触媒温度に対して非線形な特性を示し、劣化の進行に伴い、その特性の変化も非線形なものとなる(オフセットや定率変化でない)。このため、触媒モデル31をTcsnsに基づいて修正する際、従来知られている逐次型最小2乗法のような逐次同定アルゴリズムを適用することができない。ニューラルネットワークはテーブル状/マップ状の特性を学習可能であるが、これの逐次学習(強化学習）は安定性が乏しく、誤学習の可能性が高いため、この発明における制御への応用は困難である。
【００５５】
逐次型最小2乗法、固定ゲイン法、逐次型再送非線形最小2乗法などは、モデル内の変数や定数に乗算する定数しか同定できず、図１１のようなテーブル状の特性を同定することはできない。 
【００５６】
そこで、予め設定された触媒反応熱係数の特性を実際の劣化状態に合わせた特性に合致するように修正する手法を以下に提案する。
【００５７】
モデル修正アルゴリズム
図１０のブロック図に示したモデル修正アルゴリズム35は次のようなものである。まず、CAT推定温度Tcat_hatに対して図１２に示すような互いに交差する複数の重み関数Wiを設定する。このＷｉは、互いに交差する複数の関数のとる値の総和が各関数の最大値(図では“１”)と等しくなるような関数として設定されており、触媒反応熱係数Ccatが劣化条件によって変化する領域にて、複数の関数がお互いに交差するように設定されている。
【００５８】
次に、Wiを用いて図１３に示すモデル修正アルゴリズム(VENUS：Self-VErｉfying Non-linear model based control for mUlti-state System)を構成する。VENUSでは、温度センサ出力Tcsnsと熱モデルを用いたセンサ出力推定値Tcsns_hatの誤差、すなわち、モデル誤差Emを下式のように算出する。
Em(k) = Tcsns(k-1) - Tcsns_hat(k-1)        (3-1)           
【００５９】
ここで、熱モデルによるCAT温度推定値Tcat_hat(k-1)に基づいて図１２のマップを参照して補正重みWi(i=0〜4)を決定し(3-2)、重み付誤差Ewi(i=0〜4)を算出する。
Ewi(k) =Ｗi(k)Em(k)           (i=0〜4)       (3-3)
【００６０】
この実施例では、CcatをCAT推定温度に対して設定し、補正重み関数WiもCAT推定温度 に対して設定したが、Ccatをエンジン負荷Gcylや、触媒前温度に対して設定し、補正重み関数Wiもこれらの値に対して設定してモデル修正アルゴリズムを構成することも可能である。 
【００６１】
なお、図１０に機能ブロックで示す構成は、電子制御ユニット（ECU）によって実現される。ECUは、コンピュータであり、プロセッサ（CPU）、CPUに作業領域を与えるランダムアクセスメモリ、コンピュータ・プログラムおよびデータを格納する読み取り専用メモリ（ROM）、および入出力インターフェスを備える。
【００６２】
それぞれのEwiに対してフィードバック・コントローラ(図１３ではスライディングモードコントローラ：SMC)が設定され、それぞれのフィードバック・コントローラは、各Tcat_hat領域(各重み関数)に対する局所修正係数Kcli(i=0〜4)を下式によって算出する。
【００６３】
フィードードバックコントローラとしては、SMCの他にPID制御や最適化制御、バックステッピング制御、H∞制御等を用いてもよい。しかしながら、各Ewiを指数関数的に収束させることによって各局所修正係数Kcliの干渉を防止できるSMCやバックステッピング制御が好適である。
【数２】
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【００６４】
さらに、局所修正係数Kcliと補正重みWi (i=0〜4)を用いてモデル補正係数Kcを下式によって算出する。
【数３】
2008274860.tif 000005
【００６５】
熱モデル
次にCAT温推定値Tcat_hatと温度センサ出力推定値Tcsns_hatを算出する熱モデルについて説明する。
【００６６】
はじめに、排気ポート部の温度推定値Tex_hatは。予め設定されたマップと一次遅れ要素によって以下のように算出できる。
Tex_bs(k) = Tex_bs_mbt(k)Ktex_bs_rt(k)     (3-10)
Tex_bs_mbt(k) ← エンジン回転数NE(k)と吸気量Gcyl(k)に基づいて図１４(a)を検索して求める(3-11)。 
Ktex_bs_rt(k) ← MBTポイントからの点火リタード量に基づいて図１４(b)を検索して求める(3-12)。 
Tex_hat(k)=−Ktex Tex_hat(k-1)＋(1−Ktex) Tex_bs(k)  (3-13)
Ktex：ポート部遅れ係数  (-1＜Ktex＜0,ex)-0.95)
【００６７】
高負荷(Gcyl大)ほど熱量が増大するため、排気温が高くなる。高回転では、１サイクルの時間が短くなるため、シリンダ内で燃焼期間が十分にとれず中回転よりも高温化、低回転では筒内流動の低下による燃焼速度の不足より、燃焼期間が長くなり、排ガス温が中回転よりも高温化する。 
【００６８】
次に、CAT前排ガス温の推定値Texp_hatの算出式は、熱差分方程式に基づいた下式によって算出される。
【数４】
2008274860.tif 000006
この式の右辺の第１項が移流項で、第２項が伝熱項である。
【００６９】
この式から、次の式が導かれる。
【数５】
2008274860.tif 000007
Aexp、Bexp：熱モデルパラメータ  たとえば、Aexp=-0.01、Bexp=-0.18
Lxp  ：排気管長さ  たとえば、Lexp=0.4m
Gcyl_max  ：最大エンジン吸気量  たとえば、Gcyl_max=60 g/s
TA      ：大気温度
ΔT    ：制御周期
【００７０】
さらに、CAT温度の推定値Tcat_hatの算出式は、発熱項を加えた熱差分方程式に基づいた次の式によって算出される。
【数６】
2008274860.tif 000008
この式の右辺の第１項は移流項、第２項は伝熱項、第３項は発熱項である。
【００７１】
この式から次の式が得られる。
【数７】
2008274860.tif 000009
Ccat(k)は、Tcat_hat(k-1)により図１５のマップを検索して得られる触媒反応熱係数
Acat、Bcat：熱モデルパラメータ  たとえば、Acat=-0.01、Bcat=-0.18
Lcat ：排気管長さ  たとえば、Lcat=0.2m
【００７２】
ここで、式3-15の特徴は、発熱項の発熱係数Ccatが、モデル修正アルゴリズム(VENUS)によって触媒の劣化状態に合わせて逐次調整されることである。
【００７３】
当然のことながら、修正係数Kcは、今回演算値を次回演算値の初期値として用いることができ、また、各回の演算値を統計処理した値を初期値として用いる学習機能を組み込むことも可能である。
【００７４】
温度センサ出力の推定値Tcsns_hatは、以下の１次遅れ要素によって算出することができる。
Tcsns_hat(k)=−Ks Tcsns_hat(k-1)+(1＋Ks) Tcat_hat(k)  (3-16)
Ks：  センサ遅れ係数    たとえば、 Ks=-0.998
【００７５】
図１６は、新品の触媒についてのモデル修正アルゴリズム付き熱モデルに基づいた膨張・排気行程噴射制御の結果を示す。図１７は、劣化した触媒についての制御結果を示す。
【００７６】
図から分かるように、触媒の劣化条件が予め熱モデルで設定された条件と異なる状態となった場合にも、モデル修正アルゴリズム(VENUS)が、その非線形な特性変化を補償するため、実際の触媒温度Tcatとその推定値Tcat_hatの誤差は極小に抑えられ、図ではTcatの線とTcat_hatの線が重なっている。これによって、いかなる触媒劣化条件においても、適切なタイミングで膨張・排気行程噴射制御が行えていることがわかる。
【００７７】
図１８は、この発明に関係するエンジンの電子制御のメインフローを示す。上述のような手法を用いて触媒温度を推定し(101)、電子制御スロットルおよび燃焼パラメータの制御を行い(103)、気筒での燃焼制御を行い(105)、点火制御(107)を行う。これらのステップの処理フローを以下のフローチャートに示す。
【００７８】
図１９は、メインフローにおける電子制御スロットおよび燃焼パラメータ制御(103)の処理を示すフローチャートである。この実施例では、このフローはタイマー同期で５ミリ秒ごとに実行される。まず、電子制御スロットルの故障を判定し(111)、故障であればスロットル駆動電源をオフにしてプロセスを抜ける。スロットルが正常であれば、新たなエンジン始動かどうかを判定し（113）、新たなエンジン始動であれば、ステップ119に進み、既に始動しているときは、ステップ115に進む。
【００７９】
ステップ115では、アクセルペダルが全閉状態かどうかが判定され、全閉であればアイドリング状態を意味するので、ステップ117に進んで触媒暖機時間が経過しているかどうか判定する。触媒暖機時間内であれば、ステップ121に進み、暖機時間が経過していればステップ123に進む。
【００８０】
ステップ119は、エンジン始動用のスロットル開度の目標値THcmdを算出するステップであり、ステップ121は、触媒暖機中のスロットル開度の目標値THcmdを算出するステップであり、ステップ123は、触媒暖機後におけるスロットル開度の目標値THcmdを算出するステップである。
【００８１】
エンジン始動用のスロットル開度目標値THcmdは、図１９のステップ119のチャートから、エンジン水温TWに応じて求める。エンジン水温が低いほどフリクションが大きいのでTHcmdは大きい値に設定される。エンジン始動後の暖機運転中のスロットル開度目標値THcmdは、ステップ121に示すチャートから、エンジン始動後の経過時間およびエンジン水温にしたがって求める。エンジン水温が低いときほど触媒暖機性能を高める必要があるので、THcmdは大きく設定される。暖機運転終了後のTHcmdは、ステップ123に示すチャートから、エンジン回転数NEおよびアクセルペダルの開度APに応じて求める。ドライバからの駆動力要求が大きいほど、すなわちAPが大きいほどTHcmdを大きく設定する。
【００８２】
ステップ125は、エンジン始動用の燃料噴射パラメータの算出ステップで、図に示すように、当量比KCMD=1、１回目の噴射タイミングθinj1を-90度（吸気トップから90度）、２回目の噴射タイミングθinj2を-180度(吸気トップから180度)とし、１回目と２回目の噴射の合計噴射量に対する１回目の噴射の割合Rinj１を1.0とする。すなわち、２回目の噴射は行わない。
【００８３】
ステップ127は、暖機運転中の燃料噴射パラメータの算出ステップで、図に示すように、KCMD=0.935、θinj1=-120度とし、θinj2は、Tcat_hatに応じて-280度または-290度に設定する。１回目の噴射割合Rinj1は、ステップ127に示すチャートのように触媒温度の推定値Tcat_hatおよびエンジン水温に応じて1.0と0.7との間で持ち替える。Rinj1が0.7のときは２回目の噴射割合Rinj2が0.3となり、30%の燃料が２回目の噴射でインジェクタから吐出される。このチャートに示されるように、エンジン水温TWが低く、急速暖機を高めたいときに分割噴射を実行する。θinj1、θinj2は、弱成層化を実現するために上記のような値に設定する。θinj2を-290度に変更するのは、Tcat_hatが高くなって触媒の活性化が始まっておりスリップHCが低減しているので、触媒に送られるHCを若干増加させ触媒温度を高めることを目的としている。
【００８４】
ここで、ステップ127に示すチャートの横軸はエンジン始動後の経過時間を用いてもよい。すなわち、エンジン始動後の経過時間に応じてRinj1の値を切り替えることもできる。
【００８５】
暖機後の燃料噴射パラメータは、図のステップ129に示す値に設定する。
【００８６】
こうして得られた燃料噴射パラメータを用いて電子制御スロットルへの制御入力を算出する（131）。この計算は、PID制御、スライディングモード制御、モデル予測制御などの手法を用いて行うことができる。
【００８７】
図２０は、触媒温度を推定する処理のフローを示す。この処理は、タイマー同期で、たとえば5ミリ秒ごとに実行する。ステップ151は、図１３および式3-1から3-9に示したモデル修正アルゴリズム（VENUS）を実行する。ステップ153では、図１４および式3-10から3-13に示した熱モデル演算を実行する。ステップ155では、式3-14に示した排気系熱モデルの演算を実行する。ステップ157では、図１５および式3-15に示した触媒熱モデルの演算を行う。ステップ159では、式3-16に示した温度センサモデルの演算を行う。
【００８８】
次に図２１から図２３を参照して燃料噴射制御の実施例を説明する。まずステップ171において、吸入空気量Gcyl_afmを求める。エンジンの吸気管13（図１０）に設けられたエアフローメータ(AFM)15の出力をクランクパルスごとにサンプルし、TDC（ピストンの上死点）区間での平均値Gin_afm(g/sec)を算出する。Gcyl_afmは、次の式で求められる。
Gcyl_afm(g/cyl) =60 × Gin_afm/(2 × NE)
【００８９】
次にステップ173に記載の式により主噴射の燃料量TINJMAINを算出する。この式で、KCMDは、当量比の目標値、Kgtは吸入空気量Gcylから燃料噴射量を算出するための換算係数である。Kgtは、インジェクタにより異なり、非線形のテーブル検索によりGcylに応じて求めることができる。
【００９０】
ステップ175では、こうして求めた燃料量TINJMAINを図２を参照して説明したように２回の噴射に分割する。１回目の噴射1stINJは、TINJMAINに図１９のステップ125、127、129に関連して説明した１回目の噴射割合Rinj1をかけた値である。２回目の噴射2ndINJは、TINJMAINに(1-Rinj1)をかけて求められる。
【００９１】
ステップ177で触媒暖機時間中かどうか判断し、暖機時間中であれば、ステップ179に進み、膨張・排気行程噴射3rdINJの要求量Ti3rdRQのベース値Ti3rdRQ_bsを算出する。この値は、ステップ177に示すマップから触媒温度の推定値Tcat_hatに応じて求める。Ti3rdRQの上限値は、インジェクタの最小燃料噴射量Timinとするが、これより大きい値、たとえば1.2Timinに設定してもよい（マップにex）1.2Timinで示す）。
【００９２】
続いてステップ181において、図に示すようなマップを検索してエンジン水温TWからKti3rdを求める。 Kti3rdは、暖機運転後にエンジンを停止し、暖機状態が残っている状態で再始動されたとき、膨張・排気行程噴射を低減させるための係数であり、エンジン水温が60度C以上では、１より小さい値をとる。
【００９３】
ステップ183において、膨張・排気行程噴射3rdINJの要求量Ti3rdRQのベース値Ti3rdRQ_bsにKti3rdをかけて要求量Ti3rdRQを得る。ステップ177において暖機時間が経過しているときは、要求量Ti3rdRQを０にセットする（185）。処理は、図２２のフローに移る。
【００９４】
図２２のフローはTDC同期で実行される。ステップ187は、このフローの実行ごと、すなわちTDCごとに燃焼サイクル数のカウントするカウンタ（タイマー）PRAPROD3RDを更新する処理である。気筒数をNCYLで表すと、サイクルは２回転なので、TDCごとに(1/NCYL)/2だけカウントを進める。
【００９５】
ステップ189では、式2-2および図４に関連して説明したサイクル周期PRD3RDMAXとカウント値とを比較し、カウント値がサイクル周期の値以下であれば、ステップ197に進む。サイクル周期PRD3RDMAXは、たとえば８に設定されており、カウント値がこの値を超えるごとにカウンタPRAPROD3RDはリセットされ(191)、気筒のローテーション・カウンタCROT3RDが１だけ進められる(192)。４気筒エンジンの場合、CROT3RDは４を超えると(193)、０にリセットされる(195)。
【００９６】
ステップ197では、ステップ183で求めた膨張・排気行程噴射の要求量Ti3rdRQがインジェクタの最小噴射量Timin以上かどうか判定する。イエスであるときは、そのままインジェクタで要求量を吐出することができるので、要求量を間欠噴射の噴射量Ti3rdにセットする(207)。ノーのときは、式2-1に関連して説明したサイクル周期中に間欠的に噴射するサイクルの割合Rti3rdを求める（199）。サイクル数カウンタPRAPROD3RDの値がサイクル周期PRD3RDMAXに割合Rti3rdをかけた値を超えているときは（201）、既にそのサイクル周期での膨張・排気行程噴射は完了しているので、間欠噴射の噴射量Ti3rdを０にセットする(205)。サイクル数カウンタPRAPROD3RDの値がサイクル周期PRD3RDMAXに割合Rti3rdをかけた値以下であるときは（201）、インジェクタの最小噴射量Timinを間欠噴射の噴射量Ti3rdにセットする(203)。
【００９７】
次にプロセスは、図２３の気筒ローテーションのフローに移る。ローテーション・カウンタCROT3RDが０のときは(211)、第１気筒で間欠噴射を実行し(217)、カウンタCROT3RDが１のときは(213)、第２気筒で間欠噴射を実行し、カウンタCROT3RDが２のときは(215)第３気筒で間欠噴射を実行し、カウンタCROT3RDが０でも、１でも、２でもないとき、すなわち３のときは(215)、第４気筒で間欠噴射を実行する(223)。この例では、４気筒エンジンにおいて間欠噴射をローテーションさせている。
【００９８】
この気筒ローテーションの順は、上記のものに限られるものではなく、さまざまな要請に応じて異なる順を設定することができる。
【００９９】
以上にこの発明を具体的な実施例を参照して説明したが、この発明はこのような実施例に限定されるものではない。
【図面の簡単な説明】
【０１００】
【図１】膨張行程および排気行程における燃料噴射とエンジンの筒内圧との関係を示す図。
【図２】触媒急速暖機制御のタイミングを示す図。
【図３】膨張・排気行程噴射の原理を示す図。
【図４】触媒ハニカムへの排気流入の偏りを示す図。
【図５】気筒ローテーションを用いた膨張・排気行程噴射のタイミングを示す図。
【図６】温度センサを用いた膨張・排気行程噴射のタイミングを示す図。
【図７】熱モデルを用いた膨張・排気行程噴射システムのブロック図。
【図８】新品触媒について熱モデルに基づく膨張・排気行程噴射制御のタイミングを示す図。
【図９】劣化した触媒について熱モデルに基づく膨張・排気行程噴射制御のタイミングを示す図。
【図１０】温度センサと熱モデルを用いた膨張・排気行程噴射制御システム構成を示すブロック図。
【図１１】触媒反応係数Ccatを示すマップ図。
【図１２】モデル修正アルゴリズムにおける重み関数Wiの関係を示す図。
【図１３】モデル修正アルゴリズムの構成を示す機能ブロック図。
【図１４】排気ポートの温度推定値の算出過程で使用するマップ図。
【図１５】触媒温度の推定値と触媒反応係数Ccatとの関係を示す図。
【図１６】新品の触媒について、モデル修正アルゴリズム付きの熱モデル基づいた膨張・排気行程噴射制御の結果を示す図。
【図１７】劣化した触媒について、モデル修正アルゴリズム付きの熱モデル基づいた膨張・排気行程噴射制御の結果を示す図。
【図１８】実施例のメインフローを示す流れ図。
【図１９】電子制御スロットルの制御入力を演算する処理の流れを示す流れ図。
【図２０】触媒の温度を推定する処理を示す流れ図。
【図２１】燃料制御の処理を示す流れ図。
【図２２】図２１に続く処理を示す流れ図。
【図２３】気筒のローテーション制御を示す流れ図。
【符号の説明】
【０１０１】
11      エンジン
19      インジェクタ
23      触媒
25      温度センサ
27      排気温度マップ
29      排気管モデル
31      触媒モデル
33      センサモデル
35      モデル修正アルゴリズム
37      膨張・排気行程噴射量算出部
【図１】
2008274860.tif 000010
【図２】
2008274860.tif 000011
【図３】
2008274860.tif 000012
【図４】
2008274860.tif 000013
【図５】
2008274860.tif 000014
【図６】
2008274860.tif 000015
【図７】
2008274860.tif 000016
【図８】
2008274860.tif 000017
【図９】
2008274860.tif 000018
【図１０】
2008274860.tif 000019
【図１１】
2008274860.tif 000020
【図１２】
2008274860.tif 000021
【図１３】
2008274860.tif 000022
【図１４】
2008274860.tif 000023
【図１５】
2008274860.tif 000024
【図１６】
2008274860.tif 000025
【図１７】
2008274860.tif 000026
【図１８】
2008274860.tif 000027
【図１９】
2008274860.tif 000028
【図２０】
2008274860.tif 000029
【図２１】
2008274860.tif 000030
【図２２】
2008274860.tif 000031
【図２３】
2008274860.tif 000032