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JP3255840B2 - Fuel injection control device for internal combustion engine - Google Patents

Fuel injection control device for internal combustion engine

Info

Publication number
JP3255840B2
JP3255840B2 JP06369796A JP6369796A JP3255840B2 JP 3255840 B2 JP3255840 B2 JP 3255840B2 JP 06369796 A JP06369796 A JP 06369796A JP 6369796 A JP6369796 A JP 6369796A JP 3255840 B2 JP3255840 B2 JP 3255840B2
Authority
JP
Japan
Prior art keywords
fuel ratio
air
value
adaptive
cylinder
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Expired - Lifetime
Application number
JP06369796A
Other languages
Japanese (ja)
Other versions
JPH08291744A (en
Inventor
秀隆 牧
修介 赤崎
祐介 長谷川
要一 西村
勲 小森谷
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Honda Motor Co Ltd
Original Assignee
Honda Motor Co Ltd
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Honda Motor Co Ltd filed Critical Honda Motor Co Ltd
Priority to JP06369796A priority Critical patent/JP3255840B2/en
Publication of JPH08291744A publication Critical patent/JPH08291744A/en
Application granted granted Critical
Publication of JP3255840B2 publication Critical patent/JP3255840B2/en
Anticipated expiration legal-status Critical
Expired - Lifetime legal-status Critical Current

Links

Classifications

    • FMECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02DCONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/02Circuit arrangements for generating control signals
    • F02D41/14Introducing closed-loop corrections
    • F02D41/1438Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor
    • F02D41/1444Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor characterised by the characteristics of the combustion gases
    • F02D41/1454Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor characterised by the characteristics of the combustion gases the characteristics being an oxygen content or concentration or the air-fuel ratio
    • F02D41/1456Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor characterised by the characteristics of the combustion gases the characteristics being an oxygen content or concentration or the air-fuel ratio with sensor output signal being linear or quasi-linear with the concentration of oxygen

Landscapes

  • Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
  • Feedback Control In General (AREA)
  • Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)

Description

【発明の詳細な説明】DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION

【0001】[0001]

【発明の属する技術分野】この発明は内燃機関の燃料噴
射制御装置に関する。
The present invention relates to a fuel injection control device for an internal combustion engine.

【0002】[0002]

【従来の技術】近時、内燃機関においても現代制御理論
が導入され、気筒に実際に吸入される燃料量が目標燃料
量に一致するように漸化式形式の制御器である最適レギ
ュレータを用いて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。
2. Description of the Related Art In recent years, modern control theory has been introduced also in internal combustion engines, and an optimal regulator which is a recurrence type controller is used so that a fuel amount actually taken into a cylinder matches a target fuel amount. A control technique has been proposed, and an example of the technique is disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 1-110853.

【0003】[0003]

【発明が解決しようとする課題】また、本出願人も特願
平6−66,594号などにおいて漸化式形式の制御器
である適応制御器を用いた内燃機関の燃料噴射制御を提
案しているが、適応制御器などの漸化式形式の制御器を
用い燃料噴射制御ないしは空燃比制御においては内燃
機関の排気系集合部に配置した空燃比センサの出力から
排気系の挙動を把握して操作量を決定することになる。
従って、漸化式形式の制御器や適応制御器を用いる場合
にも適正な検出タイミングで空燃比センサの出力をサン
プリングして制御性を向上させることが望ましい。
The present applicant has also proposed in Japanese Patent Application No. 6-66,594 or the like a fuel injection control of an internal combustion engine using an adaptive controller which is a controller of a recurrence type. However, in fuel injection control or air-fuel ratio control using a recurrence type controller such as an adaptive controller, the behavior of the exhaust system is grasped from the output of the air-fuel ratio sensor arranged in the exhaust system collection part of the internal combustion engine. To determine the operation amount.
Therefore, it is desirable to improve the controllability by sampling the output of the air-fuel ratio sensor at an appropriate detection timing even when using a recurrence type controller or an adaptive controller.

【0004】従って、この発明は漸化式形式の制御器、
より詳しくは漸化式形式の適応制御器を用いて操作量を
決定する内燃機関の燃料噴射制御装置において、空燃比
センサの出力を適正な検出タイミングでサンプリングし
て制御性を向上させ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を目的とする。
Accordingly, the present invention provides a controller of the recurrence type,
More specifically, in an internal combustion engine fuel injection control device that determines an operation amount using a recurrence type adaptive controller, the output of an air-fuel ratio sensor is sampled at an appropriate detection timing to improve controllability. An object of the present invention is to provide a fuel injection control device for an internal combustion engine.

【0005】[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、多気筒内燃機関の排気空
燃比を検出する空燃比検出手段、前記多気筒内燃機関の
燃料噴射量を所定の制御周期で制御する燃料噴射量制御
手段、および前記燃料噴射量を操作量として検出された
排気空燃比が目標値に一致するように作動する適応制御
と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からなる内燃機関の燃料噴射制
御装置であって、前記多気筒内燃機関の機関回転数と負
荷を含む運転状態を検出する運転状態検出手段、前記空
燃比検出手段の出力を、その変局点を含むべく前記所定
の制御周期より短い間隔に設定された所定のサンプリン
グ周期ごとにサンプリングして記憶するサンプリング値
記憶手段、および前記検出された機関回転数と負荷を含
運転状態に応じて前記記憶されたサンプリング値のい
ずれかを選択する選択手段を備ると共に、前記選択さ
れたサンプリング値を前記適応パラメータ調整機構に入
力して前記適応パラメータを算出させ、前記算出された
適応パラメータを用いて前記検出された排気空燃比が目
標値に一致するように前記適応制御器を作動させる如く
構成した。
According to one aspect of the present invention, there is provided an air-fuel ratio detecting means for detecting an exhaust air-fuel ratio of a multi-cylinder internal combustion engine, and a fuel for the multi-cylinder internal combustion engine. Fuel injection amount control means for controlling the injection amount in a predetermined control cycle, and an adaptive controller and an adaptive controller which operate so that the exhaust air-fuel ratio detected using the fuel injection amount as an operation amount matches a target value. Calculate the adaptation parameters to use
A fuel injection control device of the adaptive parameter adjusting mechanism Tona Ru inner combustion engine, the engine speed of the multi-cylinder internal combustion engine and the negative
Operating state detecting means for detecting an operating state including a load , sampling an output of the air-fuel ratio detecting means at a predetermined sampling cycle set at an interval shorter than the predetermined control cycle to include the inflection point; Sampling value storing means for storing, and the detected engine speed and load.
Selecting means Bei example Rutotomoni for selecting one of said stored sampled values in accordance with the non-operation state, enter the selected sampling value to the adaptive parameter-adjusting mechanism
Force the adaptive parameters to be calculated and the calculated
The detected exhaust air-fuel ratio is estimated using the adaptive parameter.
The adaptive controller is configured to operate so as to coincide with the standard value .

【0006】請求項2項にあっては、前記多気筒内燃機
関において前記検出された排気空燃比が目標値に一致す
るように気筒ごとに前記適応制御器を作動させる如く構
成した。
According to a second aspect, the multi-cylinder internal combustion engine
The detected exhaust air-fuel ratio matches the target value.
Thus, the adaptive controller is configured to operate for each cylinder .

【0007】請求項3項にあっては、前記空燃比検出手
段が前記多気筒内燃機関の排気系集合部での排気空燃比
を検出するものであると共に、前記多気筒内燃機関の排
気系集合部空燃比からなる出力変数と所定の値からなる
入力変数とに基づいて気筒ごとの排気空燃比を状態変数
として推定するオブザーバを備え、前記選択手段は、前
記検出された運転状態に応じて第1の特性に従って選択
された前記サンプリング値を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と
共に、前記検出された運転状態に応じて前記空燃比検出
手段の出力を前記第1の特性と異なる第2の特性に従っ
て前記オブザーバに入力する如く構成した。
[0007] In the claim 3, wherein, said with the air-fuel ratio detecting means is to detect the exhaust air-fuel ratio at the confluent portion of the exhaust system of the multicylinder internal combustion engine, the exhaust system a set of the multi-cylinder internal combustion engine e Bei an observer for estimating the exhaust air-fuel ratio of each cylinder as a state variable on the basis of the input variables and an output variable and a predetermined value consisting of parts air, said selection means, depending on the detected operating condition The sampling value selected according to the first characteristic is input to at least one of the adaptive controller and the adaptive parameter adjusting mechanism, and the output of the air-fuel ratio detecting means is changed according to the detected operating state. The observer is configured to be input to the observer in accordance with a second characteristic different from the characteristic described above.

【0008】[0008]

【作用】請求項1項にあっては、上記の如く構成したの
で、空燃比検出手段の出力を適正な検出タイミング、例
えば直近の排気行程の気筒の影響を最も受ける検出タイ
ミングなどでサンプリングすることが可能となり、燃料
噴射ないし空燃比の制御性を向上させることができる。
尚、ここで「運転状態」とは具体的には、機関回転数お
よび機関負荷ないしは可変バルブタイミング機構でのバ
ルブタイミングなどを意味する。
[Action] In the Claim 1, wherein, since the configuration as described above, sampling the output of the air-fuel ratio detecting means proper detection timing, for example, such as the detection timing of most affected cylinder of the last exhaust stroke And controllability of fuel injection or air-fuel ratio can be improved.
Here, the “operating state” specifically means an engine speed and an engine load or a valve timing in a variable valve timing mechanism.

【0009】また、適応パラメータ調整機構は適正な検
出タイミングでサンプリングされた空燃比検出手段の出
力に基づいて適応パラメータを最適に決定することが可
能となり、燃料噴射ないし空燃比の制御性を向上させる
ことができる。さらに、請求項2項にあっては、気筒ご
との燃料噴射ないし空燃比の制御性を向上させることが
できる。
Further , the adaptive parameter adjusting mechanism can optimally determine the adaptive parameter based on the output of the air-fuel ratio detecting means sampled at an appropriate detection timing, thereby improving the controllability of fuel injection or air-fuel ratio. be able to. Further, in claim 2, the cylinder
It is possible to improve the controllability of fuel injection or air-fuel ratio with
it can.

【0010】請求項3項にあっては、上記の如く構成し
たので、適応制御器については操作量を決定するのに最
適な前記した検出タイミングで空燃比検出手段の出力を
サンプリングすることができると共に、各気筒の空燃比
を推定するオブザーバに関しても例えば空燃比検出手段
の出力の変局点でサンプリングすることができて空燃比
推定精度が向上し、よって燃料噴射ないし空燃比の制御
性を一層向上させることができる。
[0010] According to claim 3, wherein, since the composition described above, for the adaptive controller can sample the output of the air-fuel ratio detecting means detects timing best the to determine the manipulated variable At the same time, the observer for estimating the air-fuel ratio of each cylinder can be sampled, for example, at an inflection point of the output of the air-fuel ratio detecting means, thereby improving the accuracy of the air-fuel ratio estimation. Can be improved.

【0011】[0011]

【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。
Embodiments of the present invention will be described below with reference to the accompanying drawings.

【0012】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。
FIG. 1 is an overall view schematically showing a fuel injection control device for an internal combustion engine according to the present application.

【0013】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。
In FIG. 1, reference numeral 10 denotes an OHC in-line four-cylinder internal combustion engine, and intake air introduced from an air cleaner 14 disposed at the tip of an intake pipe 12 is subjected to surge while its flow rate is adjusted by a throttle valve 16. The gas flows into the first to fourth cylinders via two intake valves (not shown) via the tank 18 and the intake manifold 20. An injector 22 is provided near an intake valve (not shown) of each cylinder to inject fuel. The air-fuel mixture that has been injected and integrated with the intake air is first, third, and third spark plugs (not shown) in each cylinder.
The fourth and second cylinders are ignited in order and burn to drive a piston (not shown).

【0014】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。
Exhaust gas after combustion is discharged to an exhaust manifold 24 through two exhaust valves (not shown), and is purified by a catalyst device (three-way catalyst) 28 through an exhaust pipe 26 to outside the engine. Is discharged. As described above, the throttle valve 16 is mechanically separated from the accelerator pedal (not shown), and is controlled via the pulse motor M to an opening degree corresponding to the depression amount of the accelerator pedal and the operating state. The intake pipe 12 is provided with a bypass passage 32 near the position of the throttle valve 16 for bypassing the throttle valve 16.

【0015】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。
Here, the internal combustion engine 10 is provided with an exhaust gas recirculation mechanism 100 for recirculating exhaust gas to the intake side.

【0016】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2
6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12
3が設けられ、その出力は制御ユニット34に送出され
る。
Referring to FIG. 2, the exhaust gas recirculation path 121 of the exhaust gas recirculation mechanism 100 has an
The other end 121b communicates with the upstream side of the catalyst device 28 (not shown in FIG. 2) and the downstream side of the throttle valve 16 (not shown in FIG. 2) of the intake pipe 12. An exhaust gas recirculation valve (recirculation gas control valve) 122 for adjusting the amount of exhaust gas recirculated and a volume chamber 121c are provided in the exhaust gas recirculation path 121. The exhaust gas recirculation valve 122 is an electromagnetic valve having a solenoid 122a. The solenoid 122a is connected to a control unit (ECU) 34, which will be described later, and changes the valve opening linearly according to an output from the control unit 34. The exhaust gas recirculation valve 122 has a lift sensor 12 for detecting the valve opening.
3 is provided, the output of which is sent to the control unit 34.

【0017】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。
Further, the connection between the intake system of the internal combustion engine 10 and the fuel tank 36 is established, so that the canister-purge mechanism 200 is connected.
Is provided.

【0018】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2
23、及びパージ通路224からなる。蒸気供給通路2
21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。
As shown in FIG. 3, the canister-purge mechanism 200 includes an upper portion of the sealed fuel tank 36 and the intake pipe 12.
Of the steam supply passage 221 and the adsorbent 231, which is formed between the downstream side of the throttle valve 16 and the canister 2.
23, and a purge passage 224. Steam supply passage 2
21, a two-way valve 222 is mounted, a purge control valve 225 is provided in the middle of the purge passage 224, a flow meter 226 for detecting a flow rate of a mixture containing fuel vapor flowing through the purge passage 224, Is provided with an HC concentration sensor 227 for detecting the HC concentration of the liquid crystal. The purge control valve (electromagnetic valve) 225 is connected to the control unit 34 as described later, and is controlled according to a signal from the control unit 34 to linearly change the valve opening amount.

【0019】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2
31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22
3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22
2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。
According to the canister purging mechanism, the fuel vapor (fuel vapor) generated in the fuel tank 36 is
When a predetermined set amount is reached, the positive pressure valve of the two-way valve 222 is pushed open, flows into the canister 223, and adsorbent 2
Adsorbed by 31 and stored. When the purge control valve 225 is opened by an opening amount corresponding to the duty ratio of the on / off control signal from the control unit 34, the canister 22
The evaporative fuel temporarily stored in 3 is sucked into the intake pipe 12 through the purge control valve 225 together with the outside air sucked from the outside air intake port 232 by the negative pressure in the suction pipe 12 and sent to each cylinder. When the fuel tank 36 is cooled by the outside air and the negative pressure in the fuel tank increases, the two-way valve 22
The second negative pressure valve is opened, and the evaporated fuel temporarily stored in the canister 223 is returned to the fuel tank 36.

【0020】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。
Further, the internal combustion engine 10 has a so-called variable valve timing mechanism 300 (shown as V / T in FIG. 1). The variable valve timing mechanism 300 is described in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 2-275043. FIG. 4 shows the valve timing V / T of the engine according to the operating state such as the engine speed Ne and the intake pressure Pb. Switching between two timing characteristics LoV / T and HiV / T. However, the mechanism itself is a well-known mechanism, and thus the description is omitted. Note that the switching of the valve timing characteristics includes an operation of stopping one of the two intake valves.

【0021】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4
8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。
In FIG. 1, a crank angle sensor 40 for detecting a crank angle position of a piston (not shown) is provided in a distributor (not shown) of the internal combustion engine 10 and an opening of the throttle valve 16 is detected. A throttle opening sensor 42 and an absolute pressure sensor 44 for detecting the intake pressure Pb downstream of the throttle valve 16 as an absolute pressure are also provided. At an appropriate position of the internal combustion engine 10, an atmospheric pressure sensor 46 for detecting the atmospheric pressure Pa is provided.
Temperature sensor 4 for detecting the temperature of the intake air
8 is provided, and a water temperature sensor 50 for detecting an engine cooling water temperature is provided at an appropriate position of the engine. In addition, a valve timing (V / T) for detecting a valve timing characteristic selected by the variable valve timing mechanism 300 via a hydraulic pressure.
) A sensor 52 (not shown in FIG. 1) is also provided. Further, in the exhaust system, a wide-area air-fuel ratio sensor 54 is provided in an exhaust system collecting portion downstream of the exhaust manifold 24 and upstream of the catalyst device 28. These sensor outputs are sent to the control unit 34.

【0022】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)。
FIG. 5 is a block diagram showing details of the control unit 34. As shown in FIG. The output of the wide-range air-fuel ratio sensor 54 is input to a detection circuit 62, where appropriate linearization processing is performed to output a detection signal having a linear characteristic proportional to the oxygen concentration in the exhaust gas in a wide range from lean to rich. (Hereinafter, this wide-range air-fuel ratio sensor is referred to as a “LAF sensor”).

【0023】検出回路62の出力は、マルチプレクサ6
6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、RAM7
4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。
The output of the detection circuit 62 is
6 and input via the A / D conversion circuit 68 into the CPU. CPU is CPU core 70, ROM 72, RAM 7
4, the output of the detection circuit 62 is more specifically A / D-converted every predetermined crank angle (for example, 15 degrees).
The data is sequentially stored in one of the buffers in the RAM 74. 12
As shown in FIG. 53, 0 buffers to 11 buffers
No. up to Is appended. Similarly, the output of an analog sensor such as the throttle opening sensor 42 is also taken into the CPU via the multiplexer 66 and the A / D conversion circuit 68, and stored in the RAM 74.

【0024】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。
The output of the crank angle sensor 40 is shaped by a waveform shaping circuit 76, the output value is counted by a counter 78, and the count value is input into the CPU.
In the CPU, the CPU core 70 calculates a control value according to a command stored in the ROM 72 as described later, and drives the injector 22 of each cylinder via the drive circuit 82. Further, the CPU core 70 is connected to the solenoid valve 90 (the bypass passage 32 for adjusting the secondary air amount) through the drive circuits 84, 86, 88.
Opening and closing), and the above-described exhaust recirculation control solenoid valve 122.
And drives the canister purge control solenoid valve 225. In FIG. 5, illustration of the lift sensor 123, the flow meter 226, and the HC concentration sensor 227 is omitted.

【0025】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。
FIG. 6 is a flowchart showing the operation of the control device according to the present application.

【0026】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。
First, the engine speed Ne and the intake pressure Pb detected in S10 are read out, and the program proceeds to S12 to judge whether or not cranking is performed. If the answer is NO, the program proceeds to S14 to determine whether or not fuel cut is performed. to decide. The fuel cut is performed in a predetermined operating state, for example, when the throttle valve opening is at the fully closed position and the engine speed is equal to or higher than a predetermined value, the fuel supply is stopped, and the injection amount is controlled in an open loop. You.

【0027】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T
im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、L
AF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(出力)を読み込み、S24に進ん
で検出値から検出空燃比KACT(k) (k:離散系のサンプ
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。
If it is determined in S14 that the fuel cut is not performed, the program proceeds to S16, in which a map is retrieved from the detected engine speed Ne and the intake pressure Pb to determine the basic fuel injection amount T.
Calculate im. Then, the process proceeds to S18, where the LAF sensor 54
It is determined whether or not activation has been completed. This is, for example, L
This is performed by comparing the difference between the output voltage of the AF sensor 54 and its center voltage with a predetermined value (for example, 0.4 V), and determining that activation has been completed when the difference is smaller than the predetermined value. If it is determined that the activation has been completed, the process proceeds to S20, and it is determined whether or not the activation is in the feedback control region. When the operating state changes due to high rotation, full opening increase, or high water temperature, the injection amount is controlled in an open loop. When it is determined in S20 that the region is the feedback control region, the process proceeds to S22,
The detected value (output) of the LAF sensor is read, and the routine proceeds to S24, where a detected air-fuel ratio KACT (k) (k: discrete sampling time; the same applies hereinafter) is obtained from the detected value. Next, the routine proceeds to S26, where the feedback correction coefficient KLAF (k) based on the PID control law is used.
Is calculated.

【0028】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。
The feedback correction coefficient KLAF based on the PID control law is calculated as follows.

【0029】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))。
First, the control deviation DKAF between the target air-fuel ratio KCMD and the detected air-fuel ratio KACT is determined as DKAF (k) = KCMD (k-d ')-KACT (k). In the above, KCMD (k-d '): target air-fuel ratio (where d' indicates a dead time until KCMD is reflected in KACT,
Therefore, it means the target air-fuel ratio before the dead time control cycle),
KACT (k): Indicates the detected air-fuel ratio (of the current control cycle). still,
In this specification, both the target value KCMD and the detected value KACT are actually shown as equivalent ratios, that is, Mst / M = 1 / λ (Mst:
Theoretical air-fuel ratio, M = A / F (A: air consumption, F: fuel consumption, λ: excess air ratio)).

【0030】次いで、それに所定の係数を乗じてP項KL
AFP(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。
Next, the P term KL is multiplied by a predetermined coefficient.
AFP (k), I-term KLAFI (k), and D-term KLAFD (k) are converted to P-term: KLAFP (k) = DKAF (k) × KP I-term: KLAFI (k) = KLAFI (k−1) + DKAF ( k) × KI D term: KLAFD (k) = (DKAF (k) −DKAF (k-1)) × KD.

【0031】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,K
I,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P
b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)。
As described above, the P term is obtained by multiplying the deviation by the proportional gain KP, and the I term is obtained by adding the value obtained by multiplying the deviation by the integral gain KI to the previous value KLAFI (k-1) of the feedback correction coefficient. The D term is the deviation DKAF (k) and the previous value DKAF (k-1)
Multiplied by the differential gain KD. In addition, each gain KP, K
I and KD are obtained in accordance with the engine speed and the engine load. More specifically, the engine speed Ne and the intake pressure P are determined using a map.
b is set so that it can be searched. Finally, the value thus obtained is added to KLAF (k) = KLAFP (k) + KLAFI (k) + KLAFD (k) to obtain the present value KLAF (k) of the feedback correction coefficient based on the PID control law. In this case, in order to obtain a feedback correction coefficient by multiplication correction, it is assumed that the offset value of 1.0 is included in the I term KLAFI (k) (that is, the initial value of KLAFI (k) is 1. 0).

【0032】図6フロー・チャートにおいては続いてS
28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。
In the flow chart of FIG.
Proceeding to 28, feedback correction coefficient by adaptive control law
Calculate KSTR (k). The feedback correction coefficient KSTR (k) based on the adaptive control law will be described later in detail.

【0033】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で求めていると共に、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。
Then, the program proceeds to S30, in which the obtained basic fuel injection amount Tim is multiplied by a target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM and another correction coefficient KTOTAL (integrated value of various correction coefficients obtained by multiplication such as water temperature correction). Determines the required fuel injection amount Tcyl (k). In this control, the target air-fuel ratio is actually obtained as an equivalent ratio as described above, and is used as a correction coefficient for the fuel injection amount. In addition, since the charging efficiency of the intake air differs depending on the heat of vaporization, the charging efficiency is corrected to the target air-fuel ratio with appropriate characteristics to obtain a target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM.

【0034】続いてS32に進んで要求燃料噴射量Tcy
l(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T
out(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)。
Then, the program proceeds to S32, in which the required fuel injection amount Tcy is calculated.
l (k) is multiplied by one of the feedback correction coefficient KLAF (k) or KSTR (k) obtained in S26 or S28, and an addition term TTOTAL is added to the product, and the output fuel injection amount T
out (k) is determined. Here, the addition term TTOTAL indicates the total value of the correction coefficient performed by the addition value such as the atmospheric pressure correction. (However, the invalid time of the injector is not included because it is separately added when the output fuel injection amount Tout is output.) ).

【0035】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。
Then, the program proceeds to S34, in which the output fuel injection amount Tout (k) is corrected using the adhesion coefficient obtained by searching the adhesion coefficient map from the engine cooling water temperature and the like, and the output fuel injection amount Tout (k) is obtained. The intake pipe wall adhesion correction of k) is performed (the value after the adhesion correction is Tout-F (k)). Incidentally, since the suction pipe wall surface adhesion correction itself has no direct relation to the gist of the present invention, the description is omitted. Then, the program proceeds to S36, in which the output fuel injection amount Tout-F (k) corrected for adhesion is outputted, and the process ends.

【0036】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 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T
out(k)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(k)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(k)を零とする。
If the result in S18 or S20 is NO, the program proceeds to S38, in which the basic fuel injection amount Tim (k) is multiplied by a target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM and various correction coefficients KTOTAL.
The output fuel injection amount T is calculated by adding a correction addition term TTOTAL to the product.
out (k) is calculated, and the process proceeds to S34 and thereafter. If it is determined in step S12 that cranking is to be performed, the process proceeds to step S40 to search for the fuel injection amount Ticr at the time of cranking. The process proceeds to step S42 to calculate the output fuel injection amount Tout (k) according to the starting mode equation. When it is determined in step S44 that the fuel is cut, the routine proceeds to S44, where the output fuel injection amount Tout (k) is set to zero.

【0037】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。
Next, the feedback correction coefficient KSTR using the adaptive control law mentioned in S28 of the flow chart of FIG.
The operation of (k) will be described.

【0038】図7はその動作をより機能的に示すブロッ
ク図である。
FIG. 7 is a block diagram showing the operation more functionally.

【0039】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。
The illustrated device is based on the adaptive control technique proposed earlier by the present applicant. It comprises an adaptive controller consisting of an STR (self-tuning regulator) controller and an adaptive (control) parameter adjusting mechanism for adjusting its adaptive (control) parameter (vector). A value and a control amount (plant output) are input, and an output is calculated by receiving a coefficient vector identified by the adaptive parameter adjustment mechanism.

【0040】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
くともいずれかを用いることでその安定性を保証してい
る。
In such adaptive control, one of the adjustment rules (mechanisms) of adaptive control includes I.I. D. There is a parameter adjustment rule proposed by Landau et al. This method converts the adaptive control system into an equivalent feedback system consisting of linear and nonlinear blocks, and adjusts the nonlinear blocks so that Popov's integral inequality for input and output is satisfied and the linear blocks are strongly positive. This is a method that guarantees the stability of an adaptive control system by determining a rule.
That is, in the parameter adjustment rule proposed by Landau et al., The adjustment rule (adaptive rule) expressed in a recurrence formula form is obtained by using at least one of the above-mentioned Popov's hyperstable theory or Lyapunov's direct method. It guarantees stability.

【0041】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-c
ation of Discrete Time Explicit Model Reference A
daptive ControlDesigns" I.D.LANDAU ほか「Automatic
a」Vol. 17, No. 4, pp. 593-611, 1981、および" Comb
ining Model Reference Adaptive Controllers and Sto
chasticSelf-tuning Regulators" I.D. LANDAU 「Autom
atica」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。
This method is described in, for example, “Computer Roll” (Corona) No. 27, 28-41, or "Automatic Control Handbook" (Ohm), pages 703-707, "A Survey of Model Reference Adaptive
Techniques-Theory and Ap-plication "ID LANDAU
"Automatica" Vol. 10, pp. 353-379, 1974, "Unifi-c
ation of Discrete Time Explicit Model Reference A
daptive ControlDesigns "IDLANDAU and others" Automatic
a "Vol. 17, No. 4, pp. 593-611, 1981, and" Comb
ining Model Reference Adaptive Controllers and Sto
chasticSelf-tuning Regulators "ID LANDAU" Autom
atica ", Vol. 18, No. 1, pp. 77-84, 1982.

【0042】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。
In the adaptive control technique of the illustrated example, the adjustment law of Landau et al. Is used. To explain below, Landau et al.'S adjustment rule states that the transfer function B (Z -1 ) / A
When the polynomial of the denominator and numerator of (Z -1 ) is represented by Equations 1 and 2, the adaptive parameter θ hat (k) identified by the parameter adjustment mechanism is represented by a vector (transposed vector) as shown by Equation 3. . Input to parameter adjustment mechanism
(k) is defined as in Equation 4. Here, m = 1,
A case where n = 1 and d = 3, that is, a plant having a dead time of three control cycles in the primary system is taken as an example.

【0043】[0043]

【数1】 (Equation 1)

【0044】[0044]

【数2】 (Equation 2)

【0045】[0045]

【数3】 (Equation 3)

【0046】[0046]

【数4】 (Equation 4)

【0047】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。
Here, the adaptive parameter θ shown in equation (3)
The hat is a scalar quantity b0 that determines the gain hat- 1 (k)
, The control element BR hat (Z −1 ,
k) and a control element S (Z −1 ,
k), and are expressed as Equations 5 to 7, respectively.

【0048】[0048]

【数5】 (Equation 5)

【0049】[0049]

【数6】 (Equation 6)

【0050】[0050]

【数7】 (Equation 7)

【0051】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。尚、数10においてD(z-1
は設計者が与える所望の漸近安定な多項式であり、この
例では1に設定した。
The parameter adjusting mechanism identifies and estimates the scalar amount and the coefficients of the control elements, and sends them to the STR controller as the adaptive parameter θ hat shown in the above equation (3). The parameter adjustment mechanism controls the operation amount u of the plant.
(I) and control amount y (j) (i and j include past values)
Is used to calculate the adaptive parameter θ hat so that the deviation between the target value and the control amount becomes zero. The adaptive parameter θ hat is specifically calculated as shown in Expression 8. In equation 8, Γ
(k) is a gain matrix (m + n + d order) that determines the identification / estimation speed of the adaptive parameter, and e asterisk (k) is the identification / estimation speed.
A signal indicating the estimation error, which is represented by a recurrence formula as shown in Expressions 9 and 10, respectively. Note that D (z -1 )
Is a desired asymptotically stable polynomial given by the designer, and was set to 1 in this example.

【0052】[0052]

【数8】 (Equation 8)

【0053】[0053]

【数9】 (Equation 9)

【0054】[0054]

【数10】 (Equation 10)

【0055】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。尚、数11にお
いてtrΓ(0) はΓの初期値のトレースである。
Various specific algorithms are given depending on how to select λ1 (k) and λ2 (k) in equation (9). For example, assuming that λ1 (k) = 1, λ2 (k) = λ (0 <λ <2), a gradually decreasing gain algorithm (least square method when λ = 1), λ1 (k) = λ1 (0 <λ1 <1), λ2 (k) =
If λ2 (0 <λ2 <λ), a variable gain algorithm (weighted least squares method when λ2 = 1), λ1 (k)
When / λ2 (k) = σ and λ3 is expressed as in Equation 11, setting λ1 (k) = λ3 results in a fixed trace algorithm. When λ1 (k) = 1 and λ2 (k) = 0, the fixed gain algorithm is used. In this case, as is apparent from Equation 9, Γ (k) = Γ (k−1), and thus Γ (k) = Γ
Is fixed. For time-varying plants such as fuel injection or air-fuel ratios, any of the progressive gain algorithm, the variable gain algorithm, the fixed gain algorithm, and the fixed trace algorithm are suitable. In Equation 11, tr11 (0) is a trace of the initial value of Γ.

【0056】[0056]

【数11】 [Equation 11]

【0057】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。
Here, in FIG. 7, the aforementioned STR
The controller (adaptive controller) and the adaptive parameter adjustment mechanism are located outside the fuel injection amount calculation system, and the detected air-fuel ratio KACT
(k) is operated so that it adaptively matches the target air-fuel ratio KCMD (k-d ') (where d' is the dead time until KCMD is reflected in KACT as described above), and the feedback correction coefficient KSTR
(k) is calculated. That is, the STR controller receives the coefficient vector θ hat (k) adaptively identified by the adaptive parameter adjustment mechanism, and receives the target air-fuel ratio KCMD (k−d ′).
The feedback compensator is formed to match The calculated feedback correction coefficient KSTR (k) is multiplied by the required fuel injection amount Tcyl (k), and the corrected fuel injection amount is output as the output fuel injection amount Tout (k) via the adhesion correction compensator to the control plant (internal combustion engine). Institutions).

【0058】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。
As described above, the feedback correction coefficient KSTR
(k) and the detected air-fuel ratio KACT (k) are obtained and input to the adaptive parameter adjusting mechanism, where the adaptive parameter θ hat (k) is calculated and input to the STR controller.
The target air-fuel ratio KCMD (k) is input to the STR controller as input.
And the detected air-fuel ratio KACT (k) becomes the target air-fuel ratio KCMD (k-
The feedback correction coefficient KSTR (k) is calculated using the recurrence formula so as to match d ′).

【0059】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。
The feedback correction coefficient KSTR (k) is specifically obtained as shown in Expression 12.

【0060】[0060]

【数12】 (Equation 12)

【0061】他方、検出空燃比KACT(k) と目標空燃比KC
MD(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40
0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。
On the other hand, the detected air-fuel ratio KACT (k) and the target air-fuel ratio KC
The MD (k) is also input to the controller (shown as PID in the figure) based on the PID control law described earlier in S26 of the flow chart of FIG. The second feedback correction coefficient KLAF (k) is calculated based on the PID control law in order to eliminate the deviation. The feedback correction coefficient KSTR based on the adaptive control law and the feedback correction coefficient KLAF based on the PID control law are determined by the switching mechanism 40 shown in FIG.
Either one is used for calculating the fuel injection amount via 0. Then, as described later, when the operation of the adaptive control system (STR controller) is determined to be unstable, or when the adaptive control system is out of the adaptive region, the feedback correction coefficient KSTR (k) based on the adaptive control law is used instead of The feedback correction coefficient KLAF (k) based on the PID control law is used.

【0062】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、12TD
C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。
Incidentally, when controlling the fuel injection amount of the internal combustion engine, as shown in FIG. 57, the injection amount is calculated, and a certain time is required until the calculated fuel is compressed, exploded, and exhausted in the cylinder. It costs. Furthermore, considering the time required for the exhaust gas to reach the LAF sensor, the detection delay of the sensor itself, and the time required for calculating the amount of fuel actually sucked into the cylinder from the detected value, this time is further increased. Become.
As described above, dead time is inevitably involved in controlling the fuel injection amount of the internal combustion engine. Assuming that the dead time is, for example, three times in the combustion cycle as described above by focusing on one cylinder, when the internal combustion engine has four cylinders, as shown in FIG.
C. Here, the "combustion cycle" is a four-stroke process consisting of suction, compression, explosion, and exhaust. In this embodiment, it corresponds to 4TDC.

【0063】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=1
4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。
In the adaptive controller (STR controller) described above, the number of elements of the adaptive parameter θ hat (k) is m + n + d, as is apparent from Equation 3, and is proportional to the dead time d. Assuming that the dead time is 3 as in the above example, when operating the STR controller and the adaptive parameter adjusting mechanism in TDC synchronization in order to cope with an ever-changing operation state, the number of elements of the adaptive parameter θ hat (k) is , M = n = 1, as shown in FIG.
(3 combustion cycles × 4 TDC), and m + n + d = 1
It becomes 4. As a result, the calculation of the gain matrix Γ becomes 14 × 14
The amount of calculation increases, the load on the on-board computer increases, and in the performance of a conventional on-board computer, it becomes difficult to complete the operation within 1 TDC with an increase in the engine speed. As described above, an increase in the number of times of dead time causes deterioration of controllability.

【0064】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。
Therefore, the fuel injection control device for an internal combustion engine shown in the drawing can cope with the ever-changing operating state as much as possible, and also reduces the amount of matrix calculation to reduce the load on the on-vehicle computer. Specifically, as shown in FIG. 9, the control plant output is synchronized with the combustion cycle, more specifically, only a predetermined crank angle (such as TDC) of a specific cylinder (such as the first cylinder). Then, the above-mentioned adaptive parameter θ hat is calculated.

【0065】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。
Here, the calculation of the adaptive parameter θ hat is performed at a predetermined crank angle (such as TDC) of all cylinders, as is apparent from FIG. Note that the fact that the STR controller operates in synchronization with a predetermined crank angle (TDC or the like) of all cylinders to calculate the feedback correction coefficient is not different from the configuration shown in FIG.

【0066】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1
4×14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。
Thus, for example, the combustion cycle,
When the operation is performed in synchronization with only a predetermined crank angle of a specific cylinder, d = 3, the number of elements of the adaptive parameter θ hat is m + n + d = 5, and the calculation of the gain matrix Γ is 1
The matrix operation is reduced from 4 × 14 to 5 × 5, and the load on the in-vehicle computer is reduced, so that the operation can be processed within 1 TDC. As described above, the large dead time of the controlled object generally impairs controllability as compared with the case where the dead time is small, and particularly becomes remarkable in adaptive control. Can be greatly reduced, and controllability can be improved.

【0067】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。
The above can be realized by taking several control cycles k of several to twelve for each cylinder. More specifically, in the case of a four-cylinder internal combustion engine, equation (4) is changed to equation (13), equation (8) is changed to equation (14), equation (9) is changed to equation (15), and equations (10) to (12) are changed to equations (16) to (18). Just do it.

【0068】[0068]

【数13】 (Equation 13)

【0069】[0069]

【数14】 [Equation 14]

【0070】[0070]

【数15】 (Equation 15)

【0071】[0071]

【数16】 (Equation 16)

【0072】[0072]

【数17】 [Equation 17]

【0073】[0073]

【数18】 (Equation 18)

【0074】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=12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。
Thus, even in the configuration shown in FIG.
As in the configuration shown in FIG. 8, it is possible to reduce the order of the matrix and vector used in the calculation while taking the control cycle for each TDC of all the cylinders, that is, calculating the adaptive parameters in synchronization with the TDC of all the cylinders. Become. Of course, the control cycle is taken for each cylinder, and
It goes without saying that the same operation is performed even if a configuration having internal variables for each cylinder by setting = cylinder number × k. still,
Here, K indicates the number of combustion cycles, and k indicates TDC. FIG. 10 is a diagram in which the configuration of FIG. 8 is rewritten focusing on the STR controller and the parameter adjustment mechanism. In FIG. 10, the operation cycle m × TDC of the STR controller and the operation cycle n × TDC of the parameter adjustment mechanism are each represented by m.
If n = 1, the configuration shown in FIGS. 8 and 9 is obtained. Here, if the input cycle of the parameter adjustment mechanism is synchronized with TDC and the dead time is d = 12, the configuration shown in FIG. 8 is obtained.
On the other hand, if the input cycle of the parameter adjustment mechanism is synchronized with the combustion cycle and the dead time is d = 3, the configuration shown in FIG. 9 is obtained.

【0075】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。
However, inputting the plant output to the parameter adjusting mechanism in synchronization with the combustion cycle to perform the operation (operation) means that the operation is performed in synchronization with the predetermined crank angle of the specific cylinder. The exhaust gas air-fuel ratio. As a result, when controlling the stoichiometric air-fuel ratio, for example, when the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder is in the lean direction and that of the remaining cylinders is in the rich direction, the adaptive controller (STR controller) reduces the operation amount. In some cases, the air-fuel ratio of the remaining cylinders is further increased in the rich direction by adjusting the air-fuel ratio in the rich direction so as to match the target value.

【0076】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。
For that purpose, in the illustrated apparatus, as described later, the plant output is input to the parameter adjustment mechanism in synchronization with the combustion cycle to operate it, thereby reducing the number of elements of the adaptive parameter and reducing the amount of matrix operation. In addition to reducing the impact, the influence of the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder has been reduced. In order to realize this, the operation is performed as follows.

【0077】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。
The parameter adjusting mechanism operates in synchronization with the combustion cycle, ie, operates in synchronization with a predetermined crank angle of a specific cylinder among the four cylinders.
(k) is determined as a predetermined crank angle of each cylinder during a combustion cycle, for example, as an average value of the detected air-fuel ratio KACT (k) for each TDC, for example, a simple average value, and is input to the parameter adjusting mechanism, thereby obtaining the specific cylinder. So that it is not greatly affected by the exhaust gas air-fuel ratio.

【0078】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。
Further, for each predetermined crank angle, an average value is also obtained for the adaptive parameter θ hat calculated by the parameter adjustment mechanism, and an average value is also obtained for the feedback correction coefficient KSTR (k) calculated by the STR controller. Thereby, the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder is not greatly affected.

【0079】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。
FIG. 11 is a subroutine flowchart showing the calculation operation.

【0080】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S
102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) (図ではy(k)(KACTAVE)
と示す)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。
Referring to the figure, first, at S100, it is determined whether or not the engine is in a predetermined operating range. here,
The predetermined operation region is a low rotation region including idle.
If it is determined in S100 that the vehicle is not in the predetermined operating range,
The process proceeds to step 102, where the currently calculated air-fuel ratio KACT (k) calculated for the cylinder in S24 of FIG. 6, the previously calculated air-fuel ratio KACT (k-1) for the previous combustion cylinder, and the previous and previous calculated air for the previous and previous combustion cylinders The average value KACTAVE of the fuel ratio KACT (k-2) and the previous / last calculated air-fuel ratio KACT (k-3) for the previous / previous previous combustion cylinder is determined, and is set as a control amount y (k) which is the plant output.
That is, the control cycle is traced back three times, and the simple average value of the air-fuel ratio calculated during one combustion cycle for the four cylinders including the cylinder is determined, and the control amount y (k) (in the figure, y (k) ( KACTAVE)
Is shown). With this method, the influence of the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder can be reduced.

【0081】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。尚、図ではパラメ
ータ調整機構はP、STRコントローラはCと略称す
る。
Then, the process proceeds to S104, where as shown at the end of FIG. 7, the adaptive parameter θ hat (k) is calculated from the control amount y (k) just obtained by the parameter adjusting mechanism in accordance with Equation 3 and input to the STR controller. I do. In the drawing, the parameter adjustment mechanism is abbreviated as P, and the STR controller is abbreviated as C.

【0082】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s
0,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。
Then, the process proceeds to S106, in which the calculated values up to three control cycles before, including the adaptive parameter θ hat (k) calculated this time, that is, θ hat (k) and θ hat (k− 1) Calculate an average value of θ hat (k-2) and θ hat (k-3), for example, a simple average value AVE-θ hat (k).
That is, for the adaptive parameter θ hat (k) on the output side, not on the input side of the parameter adjustment mechanism, the average value of θ hats for four control cycles (one combustion cycle) corresponding to that of the four cylinders is obtained and sent to the STR controller. input. Even if this method is used, even if the average value of the θ hat (k) of the four cylinders is input to the STR controller, the object of reducing the effect of the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder can be achieved. It should be noted that since the θ hat is obtained as a vector as shown in Equation 3, its average value is calculated for each element s of the vector.
It is calculated by calculating the average value of 0, r1, r2, r3, b0. Note that an average value may be obtained for any one of the elements, a change amount may be obtained for the other elements in proportion to the average value, and the average value of the θ hat may be calculated from them. In S106,
The expression for obtaining the average value of θ hat including the meaning is schematically shown.

【0083】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。
Subsequently, the flow proceeds to S108, where the STR controller calculates a feedback correction coefficient KSTR (k) based on the input value according to Equation 12, and then proceeds to S110 to calculate the feedback correction coefficient KSTR (k) calculated this time.
Calculated values up to three control cycles before, including KSTR (k), KSTR (k-1), KSTR (k-2) and KSTR (k-3) during one combustion cycle
, For example, a simple average value AVEKSTR (k) is calculated. That is, the STR controller which outputs the control input KSTR (k) which is the feedback correction coefficient of the fuel calculation system, not the parameter adjustment mechanism,
This is because even if the average value of the KSTR for the control cycle (one combustion cycle) is obtained, the object of reducing the influence of the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder can be achieved.

【0084】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。
On the other hand, if it is determined in S100 that the engine is in the predetermined operating range, the flow proceeds to S112 to calculate y (k), that is, the presently calculated equivalent ratio KACT (k) obtained in S24 of FIG. Is directly used as a control amount (plant output). Then, the process proceeds to S114 to calculate the adaptive parameter θ hat (k) in the same manner as in S104, and proceeds to S116 to calculate the feedback correction coefficient KSTR (k) in the same manner as in S108.

【0085】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。
As described above, since the average value of the air-fuel ratios of all the cylinders is obtained and input to the parameter adjusting mechanism as the control amount y (k), the equivalent ratio of the specific cylinder (for example, the first cylinder), more specifically, Is not greatly affected by the exhaust gas air-fuel ratio. Further, as for the output of the STR controller, a signal vector ζ is obtained by using values for four control cycles including the latest value u (k) = KSTR (k), and is input to the parameter adjustment mechanism. The effect of the gas air-fuel ratio is further reduced.

【0086】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KS
TR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。
Further, for the adaptive parameter θ hat (k) on the output side, not on the input side of the parameter adjustment mechanism, the average value of θ hats for four control cycles (one combustion cycle) corresponding to that of four cylinders is obtained. Since the input is made to the STR controller, the object of reducing the influence of the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder can be achieved also by smoothing. Furthermore, KSTR, which is a feedback correction coefficient of the fuel calculation system, is not on the parameter adjustment mechanism side.
The STR controller that outputs (k) also has a KS of four control cycles (one combustion cycle) corresponding to that of the four cylinders.
Since the average value of TR is obtained, the influence of the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder can be similarly reduced.

【0087】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。
On the other hand, in S100, the engine operates in a predetermined operating region,
Specifically, it is determined whether or not the vehicle is in a low rotation region including idle, and when the result is affirmative, the average value is not calculated, so that no inconvenience occurs. That is, since the control cycle becomes longer at low rotation, the response delay of the LAF sensor can be ignored. Conversely, since the phase of the detected air-fuel ratio KACT (k) and its average value KACTAVE are shifted as shown in FIG. 12, the same phenomenon as the change in the dead time of the control system occurs. Therefore, if adaptive control is performed using KACTAVE (k) having a phase shift, adverse effects such as hunting may occur. Therefore, when the engine is in a low rotation state such as during an idling operation and is affected by this, smoothing is stopped.

【0088】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。
In the above description, the average value AVE-θ hat (k) of the adaptive parameter θ hat calculated in S106 is not used for calculating the identification error signal e asterisk shown in Expression 10. That is, since the identification error signal e asterisk is a function for evaluating the magnitude of the error between the detected air-fuel ratio and the target air-fuel ratio, the AVE-θ hat (k) obtained as described above is expressed by the following equation (10).
If the AVE-θ hat (k) is used only for the calculation of Equation 8, it is beneficial to provide an operating area that is not used for the calculation of Equation 10, because the error may be inaccurate.

【0089】また、上記において、S102,S10
6,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。
In the above, S102, S10
6, In S110, the average values of the air-fuel ratio, θ hat (k), and KSTR (k) are all used, but it goes without saying that any one or two suitable values may be used. In addition, in the calculation of the average value at the time of starting the engine or restarting the calculation of the STR controller, if there is no past value, it goes without saying that an appropriate predetermined value is used.

【0090】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。
When the average value of the adaptive parameter θ hat (k) and the feedback correction coefficient KSTR (k) is obtained,
It is not always necessary to input those values to the parameter adjustment mechanism. This is the adaptive parameter θ hat
This is because the feedback correction coefficient KSTR (k) calculated by the STR controller using the average value of (k) is already a value that is not greatly affected by the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder. Similarly, the average value of the feedback correction coefficient KSTR (k) calculated by the STR controller is a value that is not significantly affected by the exhaust gas air-fuel ratio of the specific cylinder.

【0091】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。
The selection of the feedback correction coefficient shown in S32 of the flow chart of FIG. 6 will be described.

【0092】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。
FIG. 13 is a subroutine flowchart showing the operation.

【0093】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。
Referring to the figure, first, in S200, it is determined whether or not it is in the applicable area of the adaptive control system. For example,
In the unstable combustion operation region such as extremely low water temperature region, the accurate calculated air-fuel ratio KACT (k) cannot be obtained, so
In that case, the process proceeds to S210, where the output fuel injection amount Tout (k) is calculated using the feedback correction coefficient KLAF (k) obtained by the PID control law. If it is determined that the adaptive control system is in the applicable area, the process proceeds to S202, and the stability of the adaptive control system is determined using each element of the adaptive parameter θ hat.

【0094】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1
9のように表される。
More specifically, the transfer characteristic of the feedback correction coefficient KSTR (k) calculated by the STR controller is given by the following equation.
9 is represented.

【0095】[0095]

【数19】 [Equation 19]

【0096】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。
Here, assuming that the adhesion correction is correct and there is no disturbance in the fuel operation system, KSTR (k) and KACT
The transfer characteristic of (k) is as shown in Expression 20.

【0097】[0097]

【数20】 (Equation 20)

【0098】KCMD(k) から補正係数KSTR(k) の伝達関数
は、数21のようになる。
The transfer function from KCMD (k) to correction coefficient KSTR (k) is as shown in Equation 21.

【0099】[0099]

【数21】 (Equation 21)

【0100】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 +r
2Z+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。
[0100] Here, b0 because a scalar quantity determining the gain, zero or the negative and not be, the denominator function f of the transfer function of the number 21 (z) = b0Z 3 + r1Z 2 + r
2Z + r3 + s0 is one of the functions shown in FIG. Therefore, it is determined whether the real root is within the unit circle,
That is, as shown in FIG. 15, f (−1) <0 to f (−1)
(1) If it is determined whether or not> 0, the affirmative determination means that the real root is within the unit circle, so that it can be easily determined whether or not the system is stable.

【0101】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T
out(k)を決定する。
Then, the process proceeds to S204, where it is determined whether or not the adaptive control system is unstable. If the result is affirmative, the process proceeds to S206 to return the adaptive parameter vector θ hat to the initial value. Thereby, the stability of the system can be restored. Then, the process proceeds to S208, where the gain matrix Γ is corrected. Since the gain matrix Γ determines the change (convergence) speed of the parameter adjustment mechanism, this correction is performed so as to reduce the convergence speed. Here, each element of the gain matrix Γ is replaced with a small value. Thereby, the stability of the system can be restored similarly. Then, the process proceeds to S210, and as shown in the figure, since the adaptive control system is unstable, the correction coefficient KLAF (k) based on the PID control law is used as the feedback correction coefficient.
Is multiplied by the required fuel injection amount Tcyl (k), and an addition term TTOTAL is added to the product to obtain an output fuel injection amount Tcyl (k).
out (k) is determined.

【0102】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。
If it is determined in S204 that the adaptive control system is not unstable, the flow advances to S212, and as shown in FIG.
The output fuel injection amount Tout (k) is calculated using the correction coefficient KSTR (k) based on the adaptive control law as the feedback correction coefficient. At this time, if the average value of the feedback correction coefficient KSTR is obtained in S110 of the flow chart of FIG. 11, it goes without saying that the average value is used.

【0103】尚、図7ブロック図において、切換機構4
00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。
Incidentally, in the block diagram of FIG.
The output u (k) of 00 is input to the STR controller and the parameter adjustment mechanism. This is to enable the calculation of the feedback correction coefficient KSTR by the adaptive control law even when the feedback correction coefficient KLAF by the PID control law is selected.

【0104】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1
TDC間に演算を完了することが可能となる。他方、S
TR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TD
C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。
In this embodiment, as a result of the above-described configuration, the number of elements of the adaptive parameter is 5 even though the parameter adjustment mechanism operates for every cylinder TDC.
The matrix operation is reduced to 5 × 5, and the load on the on-board computer is reduced.
The calculation can be completed between TDCs. On the other hand, S
The TR controller also calculates the feedback correction coefficient KSTR for every cylinder TDC, and changes the change to all cylinders TD.
By performing this for each C, it is possible to respond to changes in the operating state as much as possible. In addition, by greatly reducing the dead time,
Controllability can be improved.

【0105】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。
Further, when the parameter adjusting mechanism operates on a cylinder-by-cylinder basis, it operates every combustion cycle. As a result, the cylinder always operates at a predetermined crank angle of a specific cylinder, for example, the first cylinder. The average value of the detected air-fuel ratios (control amounts) for all the groups including the group is obtained, and the average value is input to the parameter adjustment mechanism, or the average value of the adaptive parameter θ hat is obtained, or STR
Since the average value of the feedback correction coefficient KSTR, which is the output of the controller, is obtained and used, there is no inconvenience of strongly reflecting only the combustion state of the specific cylinder.

【0106】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。
That is, if the feedback correction coefficient KSTR is obtained based on the control amount for the specific cylinder, for example, when the air-fuel ratio of the first cylinder is rich and that of the other cylinders is lean, the feedback correction coefficient KSTR becomes empty. The fuel ratio is determined to be corrected in the lean direction, and the leaning of the air-fuel ratio of the other cylinders is spurred. However, such an inconvenience does not occur as a result of the average value of all the cylinders.

【0107】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)。
For further simplification, as shown in FIG. 16, the adaptive parameter .theta. Is not synchronized for all cylinders TDC but synchronized with the combustion cycle of a specific cylinder, that is,
The calculation may be performed once every 4 TDC, and the STR controller may use the same value as the adaptive parameter θ hat several times in the cylinder (corresponding to the case where m = 1 and n = 4 in FIG. 10).

【0108】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。
This method is particularly effective when the operable time decreases with an increase in the engine speed. Since the variation of the adaptive parameter θ hat required for each cylinder at the time of high rotation is reduced, even if the adaptive parameter θ hat of a specific cylinder is used for all cylinders including other cylinders, the controllability is less deteriorated. Without compromising controllability
The calculation time can be reduced.

【0109】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)。
Further, as shown in FIG. 17, if the STR controller is operated only once every 4 TDC in synchronization with the combustion cycle, the configuration can be further simplified. Although the control accuracy is reduced, some effects can be obtained with this configuration (m = n in FIG. 10).
= 4).

【0110】尚、Γ行列演算を1燃焼サイクルに一度と
したが、回転が更に上昇して適応パラメータのばらつき
が一層少なくなるような運転領域では、2燃焼サイクル
ないしはそれ以上に一度、即ち、1燃焼サイクルの整数
倍に相当する周期に一度行うようにしても良い。
Note that the Γ matrix operation is performed once in one combustion cycle. However, in an operation region in which the rotation further increases and the variation in the adaptation parameter is further reduced, the operation is performed once in two combustion cycles or more, ie, once in one combustion cycle. It may be performed once in a cycle corresponding to an integral multiple of the combustion cycle.

【0111】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。
FIG. 18 is a flowchart showing a second embodiment of the apparatus according to the present application, and relates to the setting of a gain matrix 用 い る used for calculating the feedback correction coefficient KSTR.

【0112】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。
In the operation of the feedback correction coefficient KSTR, the gain matrix 前述
(k) is required. In the second embodiment, λ 1 = 1 and λ 2 = 0 in Equation 9, that is, when the fixed gain algorithm is used, all off-diagonal elements of the gain matrix Γ (k) are set to 0. As a result, the calculation time was shortened and the setting was facilitated.

【0113】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。
For the sake of explanation, the internal variable Γζ (k
Consider the case where the operation of -d) is performed. Gain matrix Γ is 5 × 5
In the case of the first embodiment, the operation of is performed as shown in Expression 22, which requires 25 multiplications and 20 additions.

【0114】[0114]

【数22】 (Equation 22)

【0115】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。
This is done by setting all off-diagonal elements of the gain matrix 0 to 0.
In other words, it can be expressed as in Expression 23, and the operation can be reduced to five multiplications.

【0116】[0116]

【数23】 (Equation 23)

【0117】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。
Also, all the off-diagonal elements of the gain matrix Γ are set to 0
In the case where the calculation of the adaptive parameter θ hat (k) is performed, Equation 24 is obtained.

【0118】[0118]

【数24】 (Equation 24)

【0119】その結果、行列要素g11, g22, g33, g
44, 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。
As a result, the matrix elements g 11 , g 22 , g 33 , g
44 and g 55 can independently set the changing speed of each element of the adaptive parameter θ hat (k) with a value corresponding to only one element of ζ (k). If the off-diagonal element of the gain matrix で な け れ ば is not 0, as can be seen from Expressions 22 and 24, the operation of the adaptive parameter θ hat (k) is as shown in Expression 25, and one of the θ hat (k) To determine the rate of change of the element, it is necessary to consider five variables corresponding to all elements of ζ (kd), which makes setting difficult. By setting all off-diagonal elements of the gain matrix 0 to 0, it is possible to shorten the operation time and facilitate the setting.

【0120】[0120]

【数25】 (Equation 25)

【0121】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=g
22=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。
Further, when the inventors conducted a test,
In the Γ matrix, if some of the five setting elements g 11 to g 55 are set to the same value, the rate of change of each element of the adaptive parameter θ hat (k) becomes appropriate, and the controllability is the best. It turned out to be. For example, g 11 = g
22 = g 33 = g 44 = g is the case far. With such placing, it is possible to reduce the setting element into two g and g 55, it is possible to reduce the man-hours for setting, for example, the internal variable zeta T of (kd) Γζ (kd) The operation is as shown in Equation 26, and the multiplication is performed 12 times.

【0122】[0122]

【数26】 (Equation 26)

【0123】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。
On the other hand, when g 11 to g 44 take different values, the above operation becomes as shown in Expression 27, and the number of multiplications increases to 15 times.

【0124】[0124]

【数27】 [Equation 27]

【0125】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。
As described above, by setting some of g 11 to g 55 to the same value, the number of setting elements can be reduced, and the calculation time can be further reduced. Further, since the ratio of the change speed of each element of the adaptive parameter θ hat (k) can be made appropriate, the controllability is also improved.
At this time, if g 11 = g 22 = g 33 = g 44 = g 55 , it goes without saying that the effect is most apparent.

【0126】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g
55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。
Further, taking, for example, an operation region in which the combustion is unstable and the plant output is also unstable, the above g
By reducing 55 , hunting of so (k) can be suppressed. As described above, setting the off-diagonal element of the gain matrix 0 to 0 has a great merit that the setting of the control characteristics becomes easy. Further, by changing the gain matrix Γ depending on the operation region, it is possible to always obtain optimal controllability for the engine.

【0127】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の非対角要素に零以外の値を
記憶させて演算に用いても良い。
In this case, g 11 to g 55 are stored in the RAM 74 in the control unit 34 according to the operation state. More specifically, in addition to operating conditions, canister purge,
The information is stored according to the operating state of the engine control device such as the exhaust gas recirculation. At this time, g 11 to g 55 may be all the same value, all different values, or some same values. In this case, if the capacity of the RAM 74 or the operation time has a margin, a value other than zero may be stored in the non-diagonal element of the gain matrix Γ and used for the operation.

【0128】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。
Based on the above, a second embodiment of the apparatus according to the present application will be described with reference to the flow chart of FIG.

【0129】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。
First, at S300, the engine speed Ne,
The engine operating parameters such as the intake pressure Pb and the operating state of the exhaust gas recirculation mechanism or the canister / purge mechanism described above are read, and the program proceeds to S302 to judge whether or not the engine is in an idling region. Search the Γ map. On the other hand, when it is determined in S302 that the variable valve timing mechanism is not in the idle region, the process proceeds to S306, and it is determined whether the variable valve timing mechanism is operating with the Hi valve timing characteristic. In addition to searching for a Γ map for Lo valve timing, when the result is negative, the process proceeds to S310 to search for a Γ map for Lo valve timing.

【0130】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。
FIG. 19 shows the characteristics of the Γ map for Lo valve timing. This map as shown, to search for the matrix element g 11 to g 55 from the engine speed Ne and the manifold pressure Pb. Note that the Γ maps for idle and Hi valve timing have similar characteristics. Further, in this map, since the value of the gain matrix Γ is searched based on the intake pressure Pb indicating the engine load, it is possible to obtain the optimum value of the gain matrix even in a deceleration operation state where the engine load fluctuates rapidly. Can be.

【0131】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KEGR
N 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。
Then, the program proceeds to S312, in which it is determined whether an EGR (exhaust gas recirculation mechanism) is operating. If the result is affirmative, the program proceeds to S314, in which the fuel correction coefficient KEGR for the exhaust gas recirculation rate is determined.
Modify the gain matrix Γ according to N. More specifically, a correction coefficient KΓEGR is obtained from the fuel correction coefficient KEGRN for the exhaust gas recirculation rate by searching a table showing the characteristics in FIG. 20, and the obtained correction coefficient KΓEGR is multiplied by a gain matrix 補正 for correction. The reason for modifying the gain matrix according to the fuel correction coefficient KEGRN for the exhaust gas recirculation rate is that, as shown in the figure, the correction coefficient KΓEGR increases as the fuel correction coefficient KEGRN for the exhaust gas recirculation rate decreases as the exhaust gas recirculation rate increases. Therefore, in order to increase the stability of the adaptive control system, the gain matrix Γ is set to decrease as the fuel correction coefficient KEGRN for the exhaust gas recirculation rate decreases.

【0132】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。
The exhaust gas recirculation rate KEGRN is a coefficient for multiplying and correcting the fuel injection amount, and is determined to be, for example, 0.9. However, the gist of the present invention is not in the determination of the exhaust gas recirculation rate itself, and the determination of the exhaust gas recirculation rate is described in, for example, Japanese Patent Application No. 6-294,014 previously proposed by the present applicant. Is omitted.

【0133】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。
Then, the program proceeds to S316, in which it is determined whether the canister / purge mechanism is operating. If the result is affirmative, the program proceeds to S318, in which the gain matrix Γ is corrected according to the purge mass. More specifically, a correction coefficient KΓPUG is obtained by searching a table showing the characteristics in FIG. 21 from the purge mass KPUG, and the obtained correction coefficient KΓPUG is multiplied by a gain matrix 補正 for correction. The correction coefficient KΓPUG is the purge mass as shown
Since the disturbance increases as KPUG increases, it is set to increase as the purge mass KPUG increases. The purge mass is also described in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. Hei 6-101,522 previously proposed by the present applicant, and therefore the description is omitted.

【0134】続いてS320に進んで検出した大気圧P
a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 KΓ
Pa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。
Subsequently, the flow proceeds to S320, where the detected atmospheric pressure P
Modify the gain matrix Γ according to a. More specifically, from the detected atmospheric pressure Pa, a table showing the characteristics in FIG. 22 is searched to determine a correction coefficient KΓPa, and the obtained correction coefficient KΓ
Correct by multiplying the gain matrix 補正 by Pa. The reason for correcting the gain matrix Γ according to the detected atmospheric pressure Pa is that the detected atmospheric pressure Pa decreases, that is, the filling efficiency decreases as the altitude at which the engine is located increases, so that the setting is performed at normal pressure. In order to increase the stability of the adaptive control system, the detected atmospheric pressure Pa
Is set so as to decrease the gain matrix に つ れ て as decreases.

【0135】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。
Subsequently, the program proceeds to S322, in which the detected water temperature Tw is detected.
Modify the gain matrix Γ according to. More specifically, a correction coefficient KΓTW is obtained from the detected water temperature Tw by searching a table showing the characteristics in FIG. 23, and the obtained correction coefficient KΓTW is multiplied by the gain matrix 補正 to perform correction. The reason for correcting the gain matrix 修正 according to the detected water temperature Tw is that the correction coefficient KΓTW
As shown in the figure, when the detected water temperature Tw is at a low water temperature or a high water temperature, the combustion becomes unstable, so that a disturbance occurs to the data set at the normal temperature, so that the stability of the adaptive control system increases. As described above, when the water temperature is low or high, the gain matrix Γ is set to be small.

【0136】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。
In the second embodiment, as described above, the gain matrix for determining the change (convergence) speed of the adaptive parameter θ hat is appropriately determined according to the operating state.
A stable adaptation parameter change rate can be obtained,
Controllability is improved.

【0137】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。
Although the gain matrix Γ is determined by a fixed gain in the second embodiment, a variable gain algorithm can be used. In this case, the initial value of each element of the gain matrix Γ Is corrected in the driving state as described above,
The predetermined value may be set when the operating state changes.

【0138】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。
Further, in the second embodiment, the fixed gain algorithm has been described. However, the operation of the gain matrix Γ (k) is based on an operation rule other than the fixed gain algorithm such as the variable gain algorithm shown in Expression 9. If you do
By not performing the operation on the off-diagonal elements of the gain matrix Γ (k) and fixing it to 0, it is possible to reduce the amount of operation and facilitate the setting described in the second embodiment. It goes without saying that.

【0139】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。
FIG. 24 is a flow chart showing a third embodiment of the apparatus according to this application.

【0140】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、4TD
C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。
In the first and second embodiments, the gain matrix Γ is calculated with a fixed gain. In the third embodiment, the calculation is performed using an algorithm other than a fixed gain. When the control result (plant output, more specifically, the detected air-fuel ratio KACT) using the adaptive parameter shows a good behavior, if the calculated value is stored according to the operating state of the engine, it can be used again in that region. It is not necessary to calculate the gain matrix Γ (k), and at the same time, the optimal gain matrix Γ (k) can always be used in that region.
Controllability is improved. Γ (k) stored at this time is 4TD
A processing value such as an average value between C may be used. When the gain matrix Γ is calculated from the fixed gain algorithm, it is determined that the behavior of the plant output is not good. The gain matrix Γ (k-1) at that time starts as an initial value stored for each operation area.

【0141】上記を前提に図24を参照して説明する。
これは第2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。
Description will be made with reference to FIG. 24 on the premise of the above.
This is an operation performed at the time of searching the map of the gain matrix Γ, such as S308, S310, or S304 in FIG. 18 in the flow chart of the second embodiment.

【0142】以下説明すると、S400で機関回転数N
e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。
In the following, the engine speed N is determined at S400.
A map of the gain matrix Γ similar to that shown in the second embodiment is searched from e and the intake pressure Pb, and the process proceeds to S402 to determine whether or not the behavior of the detected air-fuel ratio KACT, which is the plant output, is good by an appropriate method. If the judgment is negative, the flow goes to S404 to calculate the gain matrix Γ (k), and the flow goes to S406 to store it in a predetermined area of the searched map. If the result in S402 is affirmative, the process immediately proceeds to S406. Whether the behavior of the detected air-fuel ratio KACT in S402 is good or bad is determined, for example, by 10 TDC.
If the detected air-fuel ratio KACT is within the target air-fuel ratio KCMD ± predetermined value, the determination is made as good.

【0143】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。
Since the third embodiment is configured as described above, when the behavior of the detected air-fuel ratio KACT is good, the calculation of the gain matrix Γ (k) is performed without using the arithmetic expression shown in Expression 9. Since the search can be performed by simple map search, the amount of calculation can be reduced. Furthermore, when the behavior of the detected air-fuel ratio KACT is not good, the optimum gain matrix Γ (k) is recalculated and learned for each operation region of the internal combustion engine, thereby coping with deterioration over time of the internal combustion engine. Since the behavior of the detected equivalence ratio KACT (k) can always be improved, controllability can be improved.

【0144】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。
FIG. 25 is a flowchart showing a fourth embodiment of the apparatus according to the present application.

【0145】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。
In the fourth embodiment, a dead zone is provided in the characteristic of the detected air-fuel ratio KACT so that the adaptive control system does not become unstable. That is, the STR controller determines the detected air-fuel ratio.
Since KACT operates to match the target air-fuel ratio KCMD,
If the detected air-fuel ratio KACT input to the STR controller matches the target air-fuel ratio KCMD, the adaptation parameter hardly changes. Therefore, when the detected air-fuel ratio KACT fluctuates minutely from a minute disturbance such as sensor noise, the adaptive control system is not affected by the minute disturbance to perform unnecessary overcorrection as shown in FIG. As shown in the figure, a dead zone is provided near the target air-fuel ratio KCMD in the characteristics of the detected air-fuel ratio KACT. Specifically, the value of the detected air-fuel ratio KACT is set to be the same in the range of KCMD-β to KCMD + α.

【0146】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。
Referring to the flow chart of FIG. 25, in S500, the detected air-fuel ratio KACT is set to the lower limit predetermined value KCMD−
is compared with β, and when it is determined that it is more than that, the routine proceeds to S502, where the detected air-fuel ratio KACT is compared with a predetermined upper limit value KCMD + α. If it is determined in S502 that the detected air-fuel ratio is equal to or smaller than the predetermined value KCMD + α, the process proceeds to S504, where the detected air-fuel ratio KACT is set to a predetermined value, for example, the target air-fuel ratio KCMD. When it is determined in S500 that the detected air-fuel ratio KACT is lower than the lower limit predetermined value KCMD-β, or when it is determined in S502 that the detected air-fuel ratio KACT is higher than the upper limit predetermined value KCMD + α, the program is immediately terminated. I do. Therefore, in that case, the detected value is directly used as the detected air-fuel ratio KACT. With the above processing, as shown in FIG. 26, a dead zone can be provided near the target air-fuel ratio KCMD in the characteristics of the detected air-fuel ratio KACT.

【0147】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、S
TR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、S504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。
Since the fourth embodiment is configured as described above, for example, even when the detected air-fuel ratio KACT fluctuates minutely, S
The TR controller can operate stably without being affected by the influence, so that a good control result can be obtained. Although the target air-fuel ratio KCMD is set as the detected air-fuel ratio in S504, it may be set to an appropriate value in a range from KCMD-β to KCMD + α.

【0148】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。
FIG. 27 is a flow chart showing a fifth embodiment of the apparatus according to this application.

【0149】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。
The fifth embodiment prevents the instability of the adaptive control system similarly to the fourth embodiment. The upper and lower limiters are provided in the identification error signal e asterisk to provide a stable adaptive parameter. I got it.

【0150】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。
That is, as is apparent from Expression 8, the rate of change of the adaptive parameter θ hat can be limited by limiting the value of the identification error signal e asterisk within a certain range. Thus, the adaptive parameter θ hat
This is because overshooting of the optimal value of (k) can be prevented, and as a result, the adaptive control system can be operated stably and a good control result can be obtained.

【0151】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S
606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。
Referring to the flow chart of FIG. 27, first, the identification error signal e asterisk (k) calculated in S600 is compared with the upper limit value a (shown in FIG. 28). Proceeds to S602 for a predetermined value,
For example, the upper limit a is set as the identification error signal e asterisk (k). On the other hand, in S600, the identification error signal e asterisk (k)
If it is determined that is less than or equal to the upper limit value a, the process proceeds to S604, where the calculated identification error signal e asterisk (k) is compared with the lower limit value b (shown in FIG. 28).
Proceeding to 606, a second predetermined value, for example, the lower limit value b is set as the identification error signal e asterisk (k). When the identification error signal e asterisk (k) is determined to be equal to or larger than the lower limit b in S604, the program is immediately terminated. Therefore, in that case, the identification error signal e asterisk (k) remains at the calculated value.

【0152】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。
Since the fifth embodiment is configured as described above, by limiting the value of the identification error signal e asterisk (k) to a certain range or less, the adaptive parameter .theta.
The rate of change of (k) can be limited. As a result, overshoot of the adaptive parameter θ hat (k) with respect to the optimum value can be prevented, and the adaptive control system can be operated stably to obtain good control results.

【0153】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。
In S602 to S606, the value of the identification error signal e asterisk (k) is set to the upper and lower limits.
It may be an appropriate value between the upper and lower limits or an appropriate value near the upper and lower limits.

【0154】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。
FIG. 29 is a flow chart showing a sixth embodiment of the apparatus according to this application.

【0155】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。
In the sixth embodiment, in the STR controller shown in the first embodiment, the constant 1 used for the denominator of the equation (10) for the identification error signal e asterisk for determining the adaptive parameter θ hat is set. By making it variable, the rate of change is stabilized and controllability is improved.

【0156】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。
The sixth embodiment is based on the premise that the parameter adjustment mechanism limits the change range of an intermediate variable used for calculation and realizes adaptive control as shown in a low-level in-vehicle microcomputer. This is described in Japanese Patent Application Laid-Open No. Hei 6-161511, which was previously proposed by the present applicant, and will not be described.

【0157】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)。
That is, in the theoretical equation, the identification error signal e asterisk (k) is calculated as shown in Expression 10. Now, ζ
(k) and y (k) are multiplied by 1/10 (hereinafter, referred to as j) and input to the parameter adjustment mechanism. ) Is constant for a fixed gain).

【0158】[0158]

【数28】 [Equation 28]

【0159】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。
Here, the right term is the square of a coefficient by which ζ (k) and y (k) are multiplied. When this coefficient is a small value of 1 or less (in the example, 1/10 2 = 1/100) , Becomes extremely smaller than the left term = 1. Therefore, no matter how the right term changes, the denominator of the identification error signal e asterisk (k) becomes a value close to 1, and the change rate of the identification error signal e asterisk (k) before multiplication by the coefficient changes. I will. In order to solve this problem, the left term may be set to a value other than 1. As a guideline, the coefficients of the When j, if put and j 2, can be the same change rate as before multiplication coefficient j.

【0160】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ハット(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。
Conversely, the changing speed of the identification error signal e asterisk (k) is the change (convergence) of the adaptive parameter θ hat (k).
Proportional to the speed, i.e., theta for hat (k) is calculated using equation 8, by providing a value other than j 2, to change the rate of change of adaptive parameters theta hat (k) it can. Therefore, in the arithmetic expression of the denominator of the identification error signal e asterisk (k) shown in Expression 29, i in the expression is 1
, I.e., i ≠ 1.

【0161】[0161]

【数29】 (Equation 29)

【0162】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、S7
00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。
Referring to the flow chart of FIG. 29, first, in S700, the identification error signal e asterisk (k)
It is determined whether or not to perform an operation of changing the change (convergence) speed of the adaptive parameter θ hat (k) according to the above. If the determination is affirmative, the process proceeds to S702, where i is detected as a value other than 1, more specifically, i. From the engine speed Ne and the intake pressure Pb, a map whose characteristics are shown in FIG. 30 is searched to obtain i. On the other hand, S7
The i proceeds to S704 if negative in 00 at a j 2, the same change rate as before multiplication coefficient j. still,
Since j is a constant, in the map characteristics shown in FIG.
Is set in consideration of j 2 , for example, i = j 2 × 0.5 to i = j 2 × 2.

【0163】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。
Specifically, j is usually set to a value smaller than 1. For example, if j = 1/10, if the result in S700 is NO, then i = j 2 = 1/100. Therefore, even if the result in S700 is affirmative, the i-map value is set in FIG. 30 so that it is, for example, between 1/50 and 1/200 with i = 1/100 as the center. At this time, as i is smaller (for example, 1/200), the change (convergence) speed of the adaptive parameter θ hat (k) is larger, and as i is larger (for example, 1/50), the adaptive parameter θ hat (k) is larger.
Changes (convergence) speed becomes smaller. Therefore, in FIG. 30, the i-map value is set to be larger (for example, 1/50) in a high-speed and high-load state, and to be small (for example, 1/200) in a low-speed and low-load state.

【0164】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。
Since the sixth embodiment is configured as described above, the identification error signal e for determining the adaptive parameter .theta.
By making the asterisk constant variable, the rate of change of the adaptive parameter θ hat is stabilized in harmony with the coefficient for the input, and good controllability can be achieved.

【0165】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。
In the sixth embodiment, the STR controller used in the first embodiment is taken as an example.
The adaptive controller is not limited to the one shown in the first embodiment, but all applicable, including an MRACS-type adaptive controller, are applicable as long as they operate based on Landau et al.'S adjustment rule.

【0166】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。
FIG. 31 is a flow chart showing a seventh embodiment of the apparatus according to the present application.

【0167】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。
In the seventh embodiment, the control cycles of the parameter adjustment mechanism and the STR controller shown in the first embodiment are made variable, and the operating state, specifically, the engine The control cycle is determined according to the rotation speed. That is, by making the control cycle of the parameter adjustment mechanism or the controller of the adaptive controller variable according to the operation state, the operation load can be reduced as much as possible, and the adaptive control can be performed even in the operation state where the operation time is short such as at a high rotation speed. And good controllability.

【0168】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Nep
1 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S
802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3
1でCと略称)の制御周期はTDCごととする。
Referring to the flow chart of FIG. 31, first, the engine speed Ne detected in S800 is compared with a predetermined value Nep1, and the detected engine speed Ne is set to a predetermined value Nep1.
If it is determined that it is less than 1, the routine proceeds to S802, where the detected engine speed Ne is compared with another predetermined value Nec1. And S
When it is determined that the engine speed Ne detected in 802 is less than another predetermined value Nec1, the process proceeds to S804, and the parameter adjusting mechanism (abbreviated as P in FIG. 31) and the STR controller (FIG. 3)
A control cycle of 1 (abbreviated as C) is set for each TDC.

【0169】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TD
Cごとに動作させる。
FIG. 32 is an explanatory diagram of the operation of the flow chart of FIG. 31. As shown in the figure, when the predetermined values Nep1, Nec1 are in a relatively low rotation range, there is a margin in the calculation time. Let the parameter adjustment mechanism and STR
As shown in FIG. 8 and FIG.
Operate every C.

【0170】図31においてS802で検出した機関回
転数Neが所定値Nec1 以上と判断されるときはS80
6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。
In FIG. 31, when it is determined that the engine speed Ne detected in S802 is equal to or more than the predetermined value Nec1, the program proceeds to S80.
In step S808, the detected engine speed Ne is compared with a predetermined value Nec2. If it is determined that the engine speed Ne is less than the predetermined value Nec2, the process proceeds to step S808, where the parameter adjustment mechanism is operated for each TDC and the STR controller is operated for every 2TDC. On the other hand, when it is determined that the engine speed Ne detected in S806 is equal to or greater than the predetermined value Nec2, the process proceeds to S810, in which the parameter adjusting mechanism operates every TDC, and the STR controller operates every 4 TDC.

【0171】また、S800で検出した機関回転数Ne
が所定値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。
Also, the engine speed Ne detected in S800
If is determined to be equal to or greater than the predetermined value Nep1, the routine proceeds to S812, where the detected engine speed Ne is compared with the predetermined value Nep2. If it is determined to be less than that, the routine proceeds to S814, where the detected engine rotational speed Ne is reduced to the predetermined value. Compared with Nec3, if it is determined that the detected engine speed Ne is less than the predetermined value Nec3, the process proceeds to S816, where the parameter adjustment mechanism is operated every 2 TDC, and the STR controller is operated every TDC.

【0172】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コントローラも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。
On the other hand, the engine speed Ne detected in S814
If it is determined that is equal to or greater than the predetermined value Nec3, the process proceeds to S818, where the detected engine speed Ne is compared with the predetermined value Nec4. To work. If it is determined in S818 that the engine speed Ne is equal to or greater than the predetermined value Nec4, the process proceeds to S822, where the parameter adjustment mechanism is operated every 2 TDCs, and the STR controller is operated every 4 TDCs.

【0173】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、STRコントローラはTDCごとに動作させる(図
16に示す)。
Further, the engine speed Ne detected in S812
If is determined to be equal to or greater than the predetermined value Nep2, the process proceeds to S824, where the detected engine speed Ne is compared with the predetermined value Nep3. Compared with Nec5, if it is determined that the detected engine speed Ne is less than the predetermined value Nec5, the process proceeds to S828, where the parameter adjustment mechanism is operated every 4 TDCs, and the STR controller is operated every TDC (shown in FIG. 16).

【0174】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2T
DC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S8
34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、S
824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。これは、特に高回転時は検出空燃比の変化
が小さいためである。
On the other hand, the engine speed Ne detected in S826
If it is determined that is equal to or greater than the predetermined value Nec5, the process proceeds to S830, where the detected engine speed Ne is compared with the predetermined value Nec6. Controller is 2T
When the engine speed Ne detected in step S830 is equal to or greater than the predetermined value Nec6, the operation proceeds to step S8.
Proceeding to 34, both the parameter adjustment mechanism and the STR controller are operated every 4 TDC (shown in FIG. 17). Note that S
If it is determined in 824 that the engine speed Ne is equal to or greater than the predetermined value Nep3, the flow proceeds to S836 to stop the adaptive controller STR. This is because the change in the detected air-fuel ratio is small especially at the time of high rotation.

【0175】第7の実施の形態は上記の如く構成したの
で、制御性を確保しつつ実機に漸化式形式の制御器ない
しは適応制御器を現実に使用することができる。即ち、
第7の実施の形態においては、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。
Since the seventh embodiment is configured as described above, a recursive controller or an adaptive controller can be actually used in an actual machine while ensuring controllability. That is,
In the seventh embodiment, the control cycle of the parameter control mechanism of the adaptive controller and the control cycle of the STR controller are determined in accordance with the engine speed. Adaptive control can be performed even in an operation state where time is short, and good controllability can be realized.

【0176】尚、上記で、図32に示す適応制御器ST
Rの作動状態は1〜10(図では丸付き数字で示す)を
全て備える必要はなく、機関や制御ユニット構成のCP
U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。
Note that the adaptive controller ST shown in FIG.
It is not necessary to provide all the operating states of R from 1 to 10 (shown by circled numbers in the figure),
It may be appropriately selected according to the ability of U. For example, 1,
3,5,9,10 to 1,3,6,9,10 to 1,7,9,10 to 1,10 to 1,4
7, 10, etc. may be selected.

【0177】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。
Further, although the engine speed is used as the operating state, the present invention is not limited to this, and may be determined in consideration of the engine load. In that case, for example, the change of the adaptive parameter θ hat is small in a high load state, so that the parameter adjustment mechanism may be processed every 4 TDC.

【0178】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。
FIG. 33 shows an eighth embodiment of the apparatus according to the present invention.
4 is a subroutine flowchart showing a calculation operation of an average value such as KSTR.

【0179】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。
In the case of the first embodiment, in order to avoid the influence of the exhaust air-fuel ratio of the specific cylinder, an average value is basically obtained for the element for determining the feedback correction coefficient KSTR, and a predetermined operation is performed. In the state, that is, in the idle state, the calculation of the average value is stopped.

【0180】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。
In the eighth embodiment, in contrast to the first embodiment, the average value is not calculated in principle, and the average value is calculated only in a predetermined operating state, specifically, during execution of exhaust gas recirculation (EGR). The value was calculated.

【0181】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、TD
C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。
To explain this, when the exhaust gas is recirculated in the above-described exhaust gas recirculation mechanism, depending on the operation state, the exhaust gas is not evenly introduced into the four cylinders, and for example, a large amount of the exhaust gas is supplied to the cylinder close to the recirculation port 121b. Exhaust gas may be sucked in and a small amount may be sucked into a distant cylinder. Therefore, in such a case, TD
The air-fuel ratio KACT (k) detected for each C is greatly affected by the specific cylinder, and if the detected air-fuel ratio KACT (k) is used, it is attempted to adjust only the equivalence ratio of that cylinder to the target air-fuel ratio. The control values of all the cylinders are offset by the deviation of the cylinder, and the air-fuel ratios of the other cylinders are deviated. Therefore, in order to avoid this, it is desirable to obtain an average value as shown in the figure.

【0182】図33に従って説明すると、S900でE
GR(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。
Referring to FIG. 33, at S900 E
It is determined whether GR (exhaust gas recirculation control) is being executed,
If the result is affirmative, the process proceeds to S902 and the subsequent steps, and an average value such as KACTAVE is obtained in the same manner as described in the first embodiment with reference to FIG. On the other hand, when the result in S900 is NO, S912
After that, the same processing as described in the first embodiment with reference to FIG. 11 is performed.

【0183】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。
Since the eighth embodiment is configured as described above, even when the exhaust gas is recirculated, it is not greatly affected by the specific cylinder, and the controllability is improved.

【0184】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。
FIG. 34 shows a ninth embodiment of the apparatus according to the present invention.
4 is a subroutine flowchart showing a calculation operation of an average value such as KSTR.

【0185】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。
As in the case of the exhaust gas recirculation, when the gas is supplied by performing the canister purging, the gas may not be uniformly introduced into the cylinder depending on the operation state. A similar problem can occur. The ninth embodiment has dealt with it.

【0186】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S10
12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。
Referring to FIG. 34, it is determined in S1000 whether or not the canister purging is being performed. If the result is affirmative, the process proceeds to S1002 and thereafter, similarly to the case of KACTAVE as described in the first embodiment with reference to FIG. Find the average value. On the other hand, if the result in S1000 is NO, S10
Proceeding to step 12 and thereafter, the same processing as described in the first embodiment with reference to FIG. 9 is performed.

【0187】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。
Since the ninth embodiment is configured as described above, the controllability is improved without being greatly affected by the specific cylinder even when the canister purge is executed.

【0188】尚、図示はしないが、その他にも大気圧P
a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。
Although not shown, the atmospheric pressure P
When a is low, that is, when the vehicle is located at a high altitude, at a low water temperature, or during a lean burn operation, and the combustion is in an unstable state, it is desirable to similarly obtain an average value, thereby improving controllability. Can be improved.

【0189】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。
FIGS. 35 and 36 are a flow chart and a block diagram showing a tenth embodiment of the apparatus according to this application.

【0190】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からPI
D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。
Referring first to FIG. 36, the tenth
In the case of the second embodiment, the PI
The feedback loop (correction coefficient KLAF) of the exhaust system equivalent ratio composed of the D control law was removed, and a feedback loop for each cylinder (correction coefficient #nKLAF) composed of the same PID control law was inserted.

【0191】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5−1
80040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。
That is, based on the output of a single air-fuel ratio sensor arranged in the exhaust system collecting section, the applicant of the present invention described in Japanese Patent Laid-Open No.
The air-fuel ratio # nA / F (n: cylinder) of each cylinder is estimated using the observer proposed in Japanese Patent Application Publication No. 80040, and according to a deviation between the estimated value and a predetermined target value of the cylinder-specific air-fuel ratio F / B. A feedback correction coefficient #nKLAF for each cylinder is obtained using the PID control law, and the output fuel injection amount Tout is multiplied and corrected.

【0192】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。
More specifically, the feedback correction coefficient #nKLAF for each cylinder is a value obtained by dividing the air-fuel ratio of the collecting section by the previous calculated value of the average value of the feedback correction coefficient #nKLAF for each cylinder (this is the above-mentioned value). Thus, the target air-fuel ratio F / B is referred to as a “target value of the cylinder-specific air-fuel ratio FCMD.” Therefore, the deviation between the target air-fuel ratio KCMD and the estimated observer air-fuel ratio # nA / F is eliminated. It is determined using the PID control rule. For details, refer to Japanese Patent Application No.
-251, 138, and the description is omitted. The illustration of the adhesion correction compensator is omitted.

【0193】更に、第10の実施の形態においては、L
AF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。
Further, in the tenth embodiment, L
A sampling block (shown as Sel-VOBSV in the figure) for sampling the AF sensor output at an appropriate timing is provided, and a similar type of sampling block (shown as Sel-VSTR in the figure) is provided for the STR controller.

【0194】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。
Here, the sampling block and the observer will be described. The sampling operation block is shown as "Sel-VOBSV" in FIG.

【0195】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。
Since the exhaust gas is exhausted in the exhaust stroke in the internal combustion engine, the behavior of the air-fuel ratio in the exhaust system assembly of the multi-cylinder internal combustion engine is clearly synchronized with TDC. Therefore, when the above-described wide-range air-fuel ratio sensor is provided in the exhaust system of the internal combustion engine to sample the air-fuel ratio, the TDC
However, depending on the sample timing of the control unit (ECU) that processes the detection output, the behavior of the air-fuel ratio may not be accurately grasped. That is,
For example, the air-fuel ratio of the exhaust system collecting part with respect to TDC is shown in FIG.
In this case, the air-fuel ratio recognized by the control unit has a completely different value depending on the sample timing as shown in FIG. In this case, it is desirable to perform sampling at a position where the actual change in the output of the air-fuel ratio sensor can be grasped as accurately as possible.

【0196】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。
Furthermore, the change in the air-fuel ratio also differs depending on the exhaust gas arrival time at the sensor and the reaction time of the sensor.
The arrival time at the sensor changes depending on the exhaust gas pressure, the exhaust gas volume, and the like. Further, since sampling is performed in synchronization with TDC based on the crank angle, it is inevitably affected by the engine speed. As described above, the detection of the air-fuel ratio largely depends on the operating state of the engine. For this purpose, for example, in the technology described in JP-A-1-313,644, it is determined whether the detection is appropriate or not at every predetermined crank angle. In addition to the possibility that the air-fuel ratio sensor may not be able to complete the detection, the inflection point of the output of the air-fuel ratio sensor may be missed when the detection is determined.

【0197】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。
FIG. 39 is a flow chart showing the sampling operation of the LAF sensor. Since the detection accuracy of the air-fuel ratio is closely related to the estimation accuracy of the observer in particular, the description will be made before the description of FIG. Here, the air-fuel ratio estimation by the observer will be briefly described.

【0198】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LA
F: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。
First, in order to accurately separate and extract the air-fuel ratio of each cylinder from the output of one LAF sensor, it is necessary to accurately clarify the detection response delay of the LAF sensor. Therefore, this delay is tentatively modeled as a first-order delay system, and a model as shown in FIG. 40 is created. Here LA
When F: LAF sensor output and A / F: input A / F, the state equation can be expressed by the following equation (30).

【0199】[0199]

【数30】 [Equation 30]

【0200】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。
When this is discretized by the period ΔT, it becomes as shown in Expression 31. FIG. 41 is a block diagram of Equation 31.

【0201】[0201]

【数31】 (Equation 31)

【0202】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。
Therefore, the true air-fuel ratio can be obtained from the sensor output by using the equation (31). That is, when the expression 31 is transformed, the expression 31 becomes as shown in the expression 32.
The value at the time k-1 can be calculated backward from the value at the time as shown in Expression 33.

【0203】[0203]

【数32】 (Equation 32)

【0204】[0204]

【数33】 [Equation 33]

【0205】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。
More specifically, if Equation 31 is expressed as a transfer function using Z-transformation, Equation 34 is obtained, and the inverse input transfer function is multiplied by the current LAF sensor output LAF to determine the previous input air-fuel ratio in real time. Can be estimated. FIG. 42 shows a block diagram of the real-time A / F estimator.

【0206】[0206]

【数34】 (Equation 34)

【0207】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。
Next, a method of separating and extracting the air-fuel ratio of each cylinder based on the true air-fuel ratio obtained as described above will be described. Considering the weighted average in consideration of the temporal contribution of the air-fuel ratio of the cylinder, the value at the time k is represented as in Expression 35. Note that "F / A" is used here because F (fuel amount) is a control amount, but "Air / fuel ratio" will be used in the following description for convenience of understanding unless there is a problem. Note that the air-fuel ratio (or the fuel-air ratio) means a true value obtained by correcting the response delay previously obtained by Expression 34.

【0208】[0208]

【数35】 (Equation 35)

【0209】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4
0%、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。
That is, the air-fuel ratio of the collecting portion is determined by adding the weight Cn to the past combustion history of each cylinder (for example, 4
0%, before that 30%. . . , Etc.). This model is represented by a block diagram as shown in FIG.

【0210】また、その状態方程式は数36のようにな
る。
The state equation is as shown in Equation 36.

【0211】[0211]

【数36】 [Equation 36]

【0212】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。
When the air-fuel ratio of the collecting portion is defined as y (k),
The output equation can be expressed as in Equation 37.

【0213】[0213]

【数37】 (37)

【0214】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。
In the above, since u (k) cannot be observed, even if an observer is designed from this equation of state, x
(K) cannot be observed. Therefore, if it is assumed that x (k + 1) = x (k−3) assuming that the air-fuel ratio before 4TDC (that is, the same cylinder) is in a steady operation state in which the air-fuel ratio does not suddenly change, Equation 38 is obtained.

【0215】[0215]

【数38】 (38)

【0216】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4
5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。
Here, simulation results are shown for the model obtained as described above. FIG. 44 shows a case where the air-fuel ratio of three cylinders is set to 14.7: 1 and the fuel is supplied to one cylinder at 12.0: 1 in the four-cylinder internal combustion engine. FIG.
Numeral 5 indicates the air-fuel ratio of the collecting portion at that time obtained by the above model. Although a step-like output is obtained in the same figure, if the response delay of the LAF sensor is further taken into consideration, the sensor output has a waveform that is smoothed as shown in FIG. 46 as “model output value”. In the figure, “actual measurement value” is an actual measurement value of the LAF sensor output in the same case, and it is verified by comparison with this that the above model models the exhaust system of the multi-cylinder internal combustion engine well.

【0217】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。
Therefore, the problem is reduced to the problem of a normal Kalman filter for observing x (k) in the state equation and the output equation shown in Expression 39. When the Riccati equation is solved with the weight matrices Q and R as shown in Equation 40, the gain matrix K becomes as shown in Equation 41.

【0218】[0218]

【数39】 [Equation 39]

【0219】[0219]

【数40】 (Equation 40)

【0220】[0220]

【数41】 [Equation 41]

【0221】これよりA−KCを求めると、数42のよ
うになる。
From this, the A-KC is obtained as shown in Equation 42.

【0222】[0222]

【数42】 (Equation 42)

【0223】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。
The general observer configuration is as shown in FIG. 47. However, since there is no input u (k) in this model, the configuration is such that only y (k) is input as shown in FIG. , And this is represented by Equation 43.

【0224】[0224]

【数43】 [Equation 43]

【0225】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。
Here, an observer that receives y (k) as an input,
That is, the system matrix of the Kalman filter is represented by Equation 44.

【0226】[0226]

【数44】 [Equation 44]

【0227】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。
In the present model, when the elements of the weight distribution R of the Riccati equation: the elements of Q = 1: 1, the system matrix S of the Kalman filter is given by Equation 45.

【0228】[0228]

【数45】 [Equation 45]

【0229】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。
FIG. 49 shows a combination of the above-described model and observer. The simulation result is omitted since it is shown in the earlier application, but the air-fuel ratio of each cylinder can be accurately extracted from the air-fuel ratio of the collecting portion.

【0230】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。
Since the air-fuel ratio of each cylinder can be estimated from the air-fuel ratio of the collecting portion by the observer, the air-fuel ratio can be controlled for each cylinder using a control law such as PID. More specifically, as shown in FIG. 50 in which only the feedback portion of the observer in FIG. 36 is extracted, the collective feedback correction coefficient KLAF is obtained from the sensor output (collective air-fuel ratio) and the target air-fuel ratio using the PID control law. Then, a feedback correction coefficient #nKLAF (n: cylinder) for each cylinder is obtained from the observer estimated value # nA / F.

【0231】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。
Feedback correction coefficient #nKLAF for each cylinder
More specifically, the target value and the observer estimated value #nA obtained by dividing the air-fuel ratio of the collecting section by the previously calculated value of the average value of the feedback correction coefficient #nKLAF for each cylinder for all cylinders are calculated.
It is determined using the PID rule so as to eliminate the deviation from / F.

【0232】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。
As a result, the air-fuel ratio of each cylinder converges to the collecting air-fuel ratio, and the collecting air-fuel ratio converges to the target air-fuel ratio. As a result, the air-fuel ratio of all cylinders becomes the target air-fuel ratio. Converge. Here, the fuel injection amount #nTout of each cylinder (specified by the valve opening time of the injector) is obtained by: # nTout = Tcyl × # nKLAF × KLAF.

【0233】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。
Now, returning to the flow chart of FIG. 39, the sampling of the LAF sensor output will be described. This program is started at the TDC position.

【0234】図39フロー・チャートを参照して以下説
明すると、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、S12
04,S1206に進んでHiV/T およびLoV/T 用の
タイミングマップ(後述)を検索し、S1208に進ん
でHiおよび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。
Referring to the flow chart of FIG. 39, first, in S1200, the engine speed Ne, the intake pressure Pb, and the valve timing V / T are read out, and then in S12.
In step S1206, a timing map (described later) for HiV / T and LoV / T is retrieved, and in step S1208, the sensor output used for the observer operation for Hi and Lo valve timing is sampled. Specifically, a timing map is searched from the engine speed Ne and the intake pressure Pb, and one of the twelve buffers described above is assigned to its No. And select the sampling value stored therein.

【0235】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。
FIG. 51 is an explanatory view showing the characteristics of the timing map. As shown in FIG. 51, the values selected at the earlier crank angle are selected as the engine speed Ne is lower or the intake pressure (load) Pb is higher. Is set to Here, “early” means a value sampled at a position closer to the previous TDC position (in other words, an old value). Conversely, the higher the engine speed Ne or the lower the intake pressure Pb, the slower the crank angle, that is, the later TDC
A setting is made so that a value sampled at a crank angle close to the position (in other words, a new value) is selected.

【0236】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。
That is, as shown in FIG. 38, it is best to sample the output of the LAF sensor at a position as close as possible to the inflection point of the actual air-fuel ratio. Assuming that the reaction time of the sensor is constant, the value occurs at a faster crank angle as the engine speed decreases, as shown in FIG. Also, it is expected that as the load increases, the exhaust gas pressure and the exhaust gas volume increase, and accordingly, the flow rate of the exhaust gas increases and the arrival time at the sensor is shortened. In that sense, the sample timing is shown in FIG.
The settings were as shown in FIG.

【0237】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、マップ特性を設定する。
Further, regarding the valve timing, an arbitrary value Ne1 of the engine speed is changed to Ne1-Lo, Hi for the Lo side.
Side is Ne-Hi, and any value of the intake pressure is Pb1-LO for the Lo side and Pb1-Hi for the Hi side.
Then, the map characteristics are Pb1-Lo> Pb1-Hi Ne1-Lo> Ne1-Hi. That is, in the case of HiV / T, the opening time of the exhaust valve is earlier than that of LoV / T, so that if the values of the engine speed or the intake pressure are the same, an earlier sampling value is selected. Set.

【0238】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S12
14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。
Then, the flow advances to S1210 to perform the operation of the observer matrix on HiV / T, and then to S1212, the same operation is performed on LoV / T. Then S12
Proceeding to S14, the valve timing is judged again, and according to the judgment result, the process proceeds to S1216, S1218 to select the calculation result and end.

【0239】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。
That is, since the behavior of the air-fuel ratio collecting part changes with the switching of the valve timing, it is necessary to change the observer matrix. However, the estimation of the air-fuel ratio of each cylinder is not instantaneous, and the calculation of the air-fuel ratio of each cylinder requires several operations before the convergence is completed. The calculation using the changed observer matrix is performed in an overlapped manner, and even if the valve timing is changed, it can be selected according to the changed valve timing in S1214. After each cylinder is estimated, as described above, a feedback correction coefficient is obtained so as to eliminate the deviation from the target value, and the injection amount is determined.

【0240】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。
With this configuration, the detection accuracy of the air-fuel ratio can be improved. That is, as shown in FIG. 53, since sampling is performed at relatively short intervals, the sampled value almost exactly reflects the sensor output, and the values sampled at relatively short intervals are sequentially stored in the buffer group. Further, the inflection point of the sensor output is predicted in accordance with the engine speed and the intake pressure (load), and a value corresponding thereto is selected from a group of buffers at a predetermined crank angle. Thereafter, an observer calculation is performed to estimate the air-fuel ratio of each cylinder, and as described with reference to FIG. 50, feedback control of the air-fuel ratio for each cylinder is also possible.

【0241】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。
Therefore, as shown in the lower part of FIG.
The core 70 can accurately recognize the maximum value and the minimum value of the sensor output. Therefore, even when estimating the air-fuel ratio of each cylinder using the above-described observer with this configuration, a value approximating the actual behavior of the air-fuel ratio can be used, and the estimation accuracy of the observer is improved. The accuracy in performing the cylinder-by-cylinder air-fuel ratio feedback control described with respect to 50 is also improved. The details are described in detail in Japanese Patent Application No. 6-243277 previously proposed by the present applicant, and further description will be omitted.

【0242】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。
The above is the sampling operation (shown as Sel-VOBSV in FIG. 36) performed by the observer on the LAF sensor output. The STR controller also performs the same sampling operation (shown as Sel-VSTR in FIG. 36).

【0243】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。
That is, this Sel-VSTR is also obtained according to the same procedure as that performed with Sel-VOBSV, that is, the procedure shown in the flowchart similar to FIG. The Sel-VOBSV detects the air-fuel ratio at the most convenient timing for the cylinder-by-cylinder air-fuel ratio estimation by the observer (for example, the timing at which the observer weight coefficient C is optimal for the model). VSTR is set to Sel- so that it is the most convenient timing to operate the STR (for example, the detection timing of the air-fuel ratio most affected by the cylinder in the latest exhaust stroke).
The air-fuel ratio is detected using a map similar to that shown in FIG. 51 indicated by VOBSV.

【0244】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LA
F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。
The tenth embodiment will be described with reference to the flowchart of FIG. 35 on the premise of the above description. Steps S1100 to S1110 similar to those of the first embodiment will be described.
To S1112, where LA by Sel-VSTR
The output of the F sensor is sampled, that is, the air-fuel ratio KACT (k) is detected. Next, the process proceeds to S1114, where the feedback correction coefficient KSTR is calculated as in the first embodiment. More specifically, the flow chart of FIG. 11 used in the first embodiment is used.
This is performed using a chart.

【0245】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#nKLA
F 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、S
1132に進んで出力する。
Subsequently, the flow advances to S1116, S1118 to calculate the required fuel injection amount Tcyl (k) and the output fuel injection amount Tout (k), and advances to S1120 to sample the LAF sensor output by Sel-VOBSV, that is, the equivalence ratio. Detect KACT (k). Next, proceeding to S1122, the air-fuel ratio # nA / F of each cylinder is estimated via the observer described above, and proceeding to S1124, a feedback correction coefficient #nKLAF for each cylinder is calculated,
Proceeding to S1126, the learning value #nKLAFsty is obtained from the weighted average value with the previous value, etc., and proceeding to S1128, the output fuel injection amount Tout is determined by the feedback correction coefficient #nKLA for each cylinder.
The multiplication correction is performed by F to obtain the output injection amount #nTout of the cylinder, and the process proceeds to S1130 to perform the suction pipe wall adhesion correction.
Proceed to 1132 and output.

【0246】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、S1
138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。
When the result in S1108 to S1110 is NO, the program proceeds to S1134, in which a required fuel injection amount Tcyl (k) is obtained as shown in the figure. S1
Proceeding to 138, the learning value is set as the correction coefficient #nKLAF. If it is determined in S1104 that the fuel cut is performed, the process proceeds to S1146 via S1144 to stop the matrix calculation, and proceeds to S1148 to set the feedback correction coefficient for each cylinder to the previous value. The remaining steps are not different from the first embodiment.

【0247】第10の実施の形態においては上記の如
く、多気筒内燃機関の排気空燃比を検出する空燃比検出
手段、前記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、および前記燃料噴射量を操作量として
検出された排気空燃比が目標値に一致するように作動す
る漸化式形式の制御器からなる多気筒内燃機関の燃料噴
射制御装置において、前記内燃機関の運転状態を検出す
る運転状態検出手段、前記空燃比検出手段の出力を所定
周期ごとにサンプリングして記憶するサンプリング値記
憶手段、および、前記検出された運転状態に応じて前記
記憶されたサンプリング値のいずれかを選択する選択手
段を備え、前記選択されたサンプリング値を前記漸化式
形式の制御器に入力して前記漸化式形式の制御器を作動
させる如く構成したので、空燃比検出手段であるLAF
センサの出力を適正な検出タイミング、例えば直近の排
気行程の気筒の影響を最も受ける検出タイミングなどで
サンプリングすることが可能となり、燃料噴射ないし空
燃比の制御性を向上させることができる。
In the tenth embodiment, as described above, the air-fuel ratio detection means for detecting the exhaust air-fuel ratio of the multi-cylinder internal combustion engine, the fuel injection amount control means for controlling the fuel injection amount of the multi-cylinder internal combustion engine, and In a fuel injection control device for a multi-cylinder internal combustion engine comprising a recurrence type controller which operates so that an exhaust air-fuel ratio detected using the fuel injection amount as an operation amount matches a target value, an operation state of the internal combustion engine Operating state detecting means for detecting the operating state, sampling value storing means for sampling and storing the output of the air-fuel ratio detecting means at predetermined intervals, and any of the stored sampling values according to the detected operating state. And selecting the selected sampling value to the controller of the recurrence type to operate the controller of the recurrence type. In, LAF is air-fuel ratio detection means
The output of the sensor can be sampled at an appropriate detection timing, for example, at a detection timing most affected by the cylinder in the latest exhaust stroke, and the controllability of fuel injection or air-fuel ratio can be improved.

【0248】また、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。
Also, as in the first embodiment, the input to the parameter adjustment mechanism is synchronized with the combustion cycle while calculating the adaptive parameter, so that the calculation load on the parameter adjustment mechanism is greatly reduced, and the controllability is improved. As a result, it is possible to use the adaptive controller in an actual machine while securing the variation between cylinders.

【0249】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。
In the same manner as in the first embodiment, the average value of the air-fuel ratio KACT or the average value of the adaptive parameters for one cylinder during all combustion cycles is obtained and input to the parameter adjusting mechanism, and the output of the STR controller is obtained. Is also obtained, so that there is no great influence of the combustion state of the specific cylinder.

【0250】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KS
TR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。
In the tenth embodiment, the adaptive parameter θ hat or KS is used in the same manner as in the second embodiment.
It goes without saying that the average value of TR may be obtained, or the average value of the air-fuel ratio KACT and the average value of the adaptive parameter θ hat may be obtained together. Further, the target air-fuel ratio KCMD (k) may be the same value for all cylinders.

【0251】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。
In the tenth embodiment, the second
Embodiment, the third embodiment, the fourth embodiment,
The descriptions of the fifth embodiment, the sixth embodiment, the seventh embodiment, the eighth embodiment, and the ninth embodiment are all valid.

【0252】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。
FIGS. 54 and 55 are a flow chart and a block diagram showing an eleventh embodiment of the apparatus according to the present application.

【0253】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 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Tcy
l(k)をSTRコントローラに入力する。
In the case of the eleventh embodiment, as shown in FIG. 55, an STR controller and a parameter adjusting mechanism are inserted in series in a fuel injection amount calculation system. That is, similarly to the first embodiment, the basic fuel injection amount Tim is multiplied by the target air-fuel ratio correction coefficient KCMDM and various correction coefficients KTOTAL to obtain the required fuel injection amount Tcyl (k). Injection amount Tcy
Input l (k) to the STR controller.

【0254】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。
On the other hand, an average value KACTAVE or θ hat AVE is obtained from the detected exhaust system air-fuel ratio in the same manner as in the first embodiment, and STR is calculated for the required fuel injection amount Tcyl (k).
Dynamic correction is performed by the controller, and the corrected fuel injection amount Gfuel
-Calculate str (k).

【0255】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。
At the same time, the feedback correction coefficient of the collecting section is determined from the detected exhaust system collecting section air-fuel ratio using the PID control law.
KLAF is obtained and multiplied by the required fuel injection amount Tcyl (k) to calculate a corrected fuel injection amount Gfuel-KLAF (k).

【0256】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Tou
t (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4−2
00331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。
In FIG. 55, the STR controller determines the actual intake fuel amount (more precisely, the estimated intake fuel amount) Gfuel (k)
Is adaptively calculated so that the output fuel injection amount Gfuel-str (k) matches the target fuel amount Tcyl (k), and the output fuel injection amount Tou is calculated.
It is supplied to the internal combustion engine as t (k). The correction of wall adhesion in a virtual plant is described in Japanese Patent Application No. 4-2 proposed by the present applicant.
This is described in detail in JP-A-00331 (Japanese Patent Application Laid-Open No. 6-17681), and since the gist of the present invention is not there, the explanation is omitted.

【0257】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。
Here, the actual intake fuel amount Gfuel (k) can be obtained by dividing the detected air amount by the detected air-fuel ratio, but in the case of the embodiment, an air amount detector (air flow meter) ), The target intake fuel amount (required injection amount) Tcyl (k) is multiplied by the detected air-fuel ratio.
As a result, the actual intake fuel amount can be obtained in a manner equivalent to detecting and obtaining the air amount. As mentioned earlier,
In this control, the target air-fuel ratio and the detected air-fuel ratio are actually expressed as equivalent ratios.

【0258】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、 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))/目標空燃比(当量比) で求める。
When the target air-fuel ratio is not the stoichiometric air-fuel ratio, the calculated value is further divided by the target air-fuel ratio to obtain the actual intake fuel amount. That is, when the target air-fuel ratio is the stoichiometric air-fuel ratio, the actual intake fuel amount is calculated as: actual intake fuel amount = required injection amount (target intake fuel amount) × detected air-fuel ratio (equivalent ratio). When the fuel ratio is other than the fuel ratio, the actual intake fuel amount = (required injection amount (target intake fuel amount) × detected air-fuel ratio (equivalent ratio)) / target air-fuel ratio (equivalent ratio).

【0259】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S
1300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。
The above will be described with reference to the flowchart of FIG. 54.
The process proceeds to S1318 through S1316 through S1316, and calculates the average value KACTAVE of the air-fuel ratio and the average value θhat-AVE of the adaptive parameter θhat.

【0260】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。
Subsequently, the flow advances to S1324 via S1320 to S1322 to determine the instability of the adaptive control system (STR controller) as in the first embodiment.

【0261】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。
FIG. 56 is a subroutine flowchart showing the operation.

【0262】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。
The description will be made with reference to FIG.
Then, the stability of the STR control system is determined using each element of the adaptive parameter θ hat.

【0263】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。
Specifically, the fuel injection amount Gfuel-STR (k) calculated by the STR controller is calculated as shown in Equation 46.

【0264】[0264]

【数46】 [Equation 46]

【0265】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。
Here, assuming that the adhesion correction is correct,
The transfer function of the virtual plant is as shown in Equation 47.

【0266】[0266]

【数47】 [Equation 47]

【0267】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。
From Equations 46 and 47, the transfer function from Tcyl (k) to the injection amount Gfuel-STR (k) is as shown in Equation 48.

【0268】[0268]

【数48】 [Equation 48]

【0269】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 +r
2z+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。
Here, since b0 is a scalar quantity for determining the gain, it cannot be 0 or negative. Therefore, the denominator function f (z) of the transfer function of Equation 48 = b0z 3 + r1z 2 + r
2z + r3 + s0 is one of the functions shown in FIG. Therefore, if it is determined whether or not the real root is within the unit circle, that is, as shown in FIG. 15, it is determined whether or not f (−1) <0 to f (1)> 0, When the result is affirmative, the real root is within the unit circle, so that it can be easily determined whether or not the system is stable.

【0270】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KL
AF(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。
Then, in S1402, the STR
It is determined whether or not the controller system is unstable. If the determination is affirmative, the process proceeds to S1404 to return the adaptive parameter θ hat to the initial value. Thereby, the stability of the system can be restored. Then, the process proceeds to S1406, where the gain matrix Γ is corrected. Since the gain matrix す る determines the convergence speed, this correction is performed so as to reduce the convergence speed, whereby the stability of the system can be similarly restored. Then, the process proceeds to S1408, where the correction coefficient KL based on the PID control law is used as a feedback correction coefficient as shown in the figure.
The output fuel injection amount Tout (k) is determined by using AF (k), using the corrected fuel injection amount Gfuel-KLAF, and adding the addition term TTOTAL thereto.

【0271】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G
fuel-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。
If it is determined in step S1402 that the STR controller system is not unstable, the flow advances to step S1410 to correct fuel injection using the adaptive control law correction coefficient KSTR (k) as a feedback correction coefficient as shown. Quantity G
The output fuel injection amount Tout (k) is determined by using fuel-str (k) and adding an addition term TTOTAL thereto.

【0272】図54フロー・チャートに戻ると、次いで
S1326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。
Returning to the flowchart of FIG. 54, the flow advances to step S1326 to output the output fuel injection amount and end the processing.
In the case of the eleventh embodiment, the calculation of the average value such as the air-fuel ratio is not limited to the predetermined crank angle of the specific cylinder, and may be performed at the predetermined crank angle of each cylinder, unlike the previous embodiments. . The remaining configuration is not different from the previous embodiment.

【0273】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。
In the eleventh embodiment, as described above, the input to the parameter adjustment mechanism may be synchronized with the combustion cycle while calculating the adaptive parameters, as in the first embodiment. The operation load of the parameter adjustment mechanism is greatly reduced, and the adaptive controller can be used in an actual machine while ensuring controllability. Further, the controllability can be improved by shortening the dead time.

【0274】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。
Also in the eleventh embodiment, since the average value of the control amounts of all the cylinders is obtained and input to the parameter adjusting mechanism, the influence of the combustion state of the specific cylinder is not greatly affected.

【0275】上記の如く、この発明においては、内燃機
関の排気空燃比を検出する空燃比検出手段と、内燃機関
の燃料噴射量を燃料制御サイクルごとに制御する燃料噴
射量制御手段と、および少なくとも検出された排気空燃
比に基づいて漸化式形式の制御器を用いて前記燃料噴射
量を操作量として目標値に一致させる漸化式形式の制御
器と、を備えた内燃機関の燃料噴射制御装置において、
前記漸化式形式の制御器を所定の運転状態においては前
記燃料制御サイクルより長い周期に同期させて作動させ
るように構成した。
As described above, in the present invention, the air-fuel ratio detecting means for detecting the exhaust air-fuel ratio of the internal combustion engine, the fuel injection amount controlling means for controlling the fuel injection amount of the internal combustion engine for each fuel control cycle, and at least Fuel injection control for an internal combustion engine, comprising: a recurrence type controller that uses a recurrence type controller based on a detected exhaust air-fuel ratio to match the fuel injection amount to a target value as an operation amount. In the device,
The controller of the recurrence type is configured to operate in synchronization with a cycle longer than the fuel control cycle in a predetermined operation state.

【0276】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。
In the first to eleventh embodiments, the simple average is shown as the average. However, the present invention is not limited to this, and a weighted average, a moving average, a weighted moving average, or the like may be used. . Further, the average value during one combustion cycle in which the input to the parameter adjustment mechanism is performed in synchronization is obtained, but the average value before two combustion cycles may be obtained.
Alternatively, an average value of less than one combustion cycle, for example, between 2 and 3 TDC may be obtained.

【0277】また、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。
As described above, it is natural that the Sel-VOBSV and the Sel-VSTR are separately provided and the optimum air-fuel ratio may be detected for each. However, depending on the characteristics of the engine and the layout of the exhaust system, Sel-VOBSV and Sel-VSTR may be used. -VOBSV and Sel-VSTR show almost the same detected air-fuel ratio in most operating ranges. In such a case, these sampling functions are unified to detect the air-fuel ratio, and the output is output to the observer and STR. May be used for both inputs. For example, only Sel-VOBSV in FIG. 36 may be used, and the output may be used for the observer and the STR.

【0278】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。
Although the equivalent ratio is actually used as the air-fuel ratio in the first embodiment and the like, it goes without saying that the air-fuel ratio and the equivalent ratio may be determined separately. Further, the feedback correction coefficient KSTR, #nKLAF, KLAF is obtained as a multiplication term, but may be obtained as an added value.

【0279】また、上記において適応制御器としてST
R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。
In the above, ST is used as the adaptive controller.
Although R has been described as an example, MRACS (model reference adaptive control) may be used.

【0280】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。
In the above description, the output of a single air-fuel ratio sensor provided in the exhaust system collecting section is used. However, the present invention is not limited to this. The air-fuel ratio feedback control may be performed every time.

【0281】[0281]

【発明の効果】請求項1項にあっては、空燃比検出手段
の出力を適正な検出タイミング、例えば直近の排気行程
の気筒の影響を最も受ける検出タイミングなどでサンプ
リングすることが可能となり、燃料噴射ないし空燃比の
制御性を向上させることができる。
According to the first aspect of the present invention, it is possible to sample the output of the air-fuel ratio detecting means at an appropriate detection timing, for example, at a detection timing most affected by the cylinder in the latest exhaust stroke. The controllability of injection or air-fuel ratio can be improved.

【0282】また、適応パラメータ調整機構は適正な検
出タイミングでサンプリングされた空燃比検出手段の出
力に基づいて適応パラメータを最適に決定することが可
能となり、燃料噴射ないし空燃比の制御性を向上させる
ことができる。さらに、請求項2項にあっては、気筒ご
との燃料噴射ないし空燃比の制御性を向上させることが
できる。
Further , the adaptive parameter adjusting mechanism can optimally determine an adaptive parameter based on the output of the air-fuel ratio detecting means sampled at an appropriate detection timing, thereby improving controllability of fuel injection or air-fuel ratio. be able to. Further, in claim 2, the cylinder
It is possible to improve the controllability of fuel injection or air-fuel ratio with
it can.

【0283】請求項3項にあっては、適応制御器につい
ては操作量を決定するのに最適な前記した検出タイミン
グで空燃比検出手段の出力をサンプリングすることがで
きると共に、各気筒の空燃比を推定するオブザーバに関
しても例えば空燃比検出手段の出力の変局点でサンプリ
ングすることができて空燃比推定精度が向上し、よって
燃料噴射ないし空燃比の制御性を一層向上させることが
できる。
According to the present invention, the output of the air-fuel ratio detecting means can be sampled at the above-mentioned detection timing which is optimal for determining the operation amount, and the air-fuel ratio of each cylinder can be sampled. Can be sampled, for example, at the inflection point of the output of the air-fuel ratio detecting means, and the accuracy of the air-fuel ratio estimation can be improved, so that the controllability of the fuel injection or the air-fuel ratio can be further improved.

【図面の簡単な説明】[Brief description of the drawings]

【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。
FIG. 1 is a schematic diagram showing a fuel injection control device for an internal combustion engine according to the present application as a whole.

【図2】図1中の排気還流機構の詳細を示す説明図であ
る。
FIG. 2 is an explanatory diagram showing details of an exhaust gas recirculation mechanism in FIG. 1;

【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。
FIG. 3 is an explanatory diagram showing details of a canister / purge mechanism in FIG. 1;

【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。
FIG. 4 is an explanatory diagram showing valve timing characteristics of the variable valve timing mechanism in FIG.

【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。
FIG. 5 is a block diagram showing details of a control unit in FIG. 1;

【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。
FIG. 6 is a main flow chart showing the operation of the fuel injection control device for an internal combustion engine according to the present application.

【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。
FIG. 7 is a block diagram functionally showing the operation of the flow chart of FIG. 6;

【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。
FIG. 8 is a timing chart showing an example of the operation of the adaptive controller used in the fuel injection control device for an internal combustion engine according to the present application.

【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。
FIG. 9 is a timing chart showing another example of the operation of the adaptive controller used in the fuel injection control device for an internal combustion engine according to the present application.

【図10】図8タイミング・チャートの構成を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。
FIG. 10 is a block diagram in which the configuration of the timing chart of FIG. 8 is rewritten focusing on the STR controller and the adaptive parameter adjustment mechanism.

【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。
FIG. 11 is a subroutine flowchart showing an operation of calculating an average value such as a feedback correction coefficient according to the adaptive control law of the flowchart of FIG. 6;

【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。
FIG. 12 is a timing chart for explaining a calculation operation of the flow chart of FIG. 11;

【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。
FIG. 13 is a subroutine flowchart illustrating the determination of instability of the adaptive control system in the flowchart of FIG. 6;

【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。
FIG. 14 is an explanatory diagram illustrating the determination of instability in the flow chart of FIG. 13;

【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。
FIG. 15 is an explanatory diagram similar to FIG. 14, illustrating an instability determining operation in the flow chart of FIG. 13;

【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。
FIG. 16 is a timing chart showing another example of the operation of the adaptive controller similar to that of FIG. 8;

【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。
FIG. 17 is a timing chart showing another example of the operation of the adaptive controller similar to that of FIG. 8;

【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。
FIG. 18 is a flowchart showing a second embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 19 is an explanatory diagram showing characteristics of a map used in the flow chart of FIG. 18;

【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。
FIG. 20 is an explanatory diagram showing characteristics of a table used in the flowchart of FIG. 18;

【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。
FIG. 21 is an explanatory diagram showing characteristics of a table similar to FIG. 20 used in the flow chart of FIG. 18;

【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。
FIG. 22 is an explanatory diagram showing characteristics of a table similar to FIG. 20 used in the flowchart of FIG. 18;

【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。
FIG. 23 is an explanatory diagram showing characteristics of a table similar to FIG. 20 used in the flowchart of FIG. 18;

【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。
FIG. 24 is a flowchart showing a third embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 25 is a flow chart showing a fourth embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 26 is an explanatory diagram showing characteristics of a dead zone used in the flow chart of FIG. 25;

【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。
FIG. 27 is a flow chart showing a fifth embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 28 is an explanatory diagram showing characteristics of a limiter used in the flowchart of FIG. 27;

【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。
FIG. 29 is a flowchart showing a sixth embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 30 is an explanatory diagram showing characteristics of a map used in the flow chart of FIG. 29;

【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。
FIG. 31 is a flowchart showing a seventh embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 32 is an explanatory diagram for explaining the operation of the flowchart shown in FIG. 31;

【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。
FIG. 33 is a flow chart showing an eighth embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 34 is a flowchart showing a ninth embodiment of the device according to the present application.

【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。
FIG. 35 is a flowchart showing a tenth embodiment of the device according to the present application.

【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。
FIG. 36 is a block diagram for explaining the operation of the flowchart in FIG. 35;

【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。
FIG. 37 is an explanatory diagram showing a relationship between TDC of a multi-cylinder internal combustion engine and an air-fuel ratio of an exhaust system assembly.

【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。
FIG. 38 is an explanatory diagram showing quality of sample timing with respect to an actual air-fuel ratio.

【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。
FIG. 39 is a flowchart showing the sampling operation of the air-fuel ratio in the Sel-V block in the block diagram of FIG. 36.

【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。
FIG. 40 is an explanatory view 1 of the observer in the block diagram of FIG. 36;
FIG. 4 is a block diagram showing an example in which the detection operation of the air-fuel ratio sensor described in the earlier application is modeled.

【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。
FIG. 41 shows a model obtained by discretizing the model shown in FIG. 40 with a period ΔT.

【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。
FIG. 42 is a block diagram showing a true air-fuel ratio estimator that models the detection behavior of an air-fuel ratio sensor.

【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。
FIG. 43 is a block diagram showing a model showing the behavior of the exhaust system of the internal combustion engine.

【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。
FIG. 44 shows a case in which fuel is supplied to the four-cylinder internal combustion engine by setting the air-fuel ratio of three cylinders to 14.7: 1 and the air-fuel ratio of one cylinder to 12.0: 1 using the model shown in FIG. 43. It is a data diagram.

【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。
FIG. 45 is a data diagram showing the air-fuel ratio of the aggregate of the model of FIG. 43 when the input shown in FIG. 44 is given.

【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。
46 compares the air-fuel ratio of the collective part of the model of FIG. 43 when the input shown in FIG. 44 is given in consideration of the response delay of the LAF sensor, and the measured value of the LAF sensor output in the same case. FIG.

【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。
FIG. 47 is a block diagram showing a configuration of a general observer.

【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。
FIG. 48 is a block diagram showing a configuration of the observer used in the earlier application in the observer shown in the block diagram of FIG. 36;

【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。
FIG. 49 is an explanatory block diagram showing a configuration obtained by combining the model shown in FIG. 43 and the observer shown in FIG. 48;

【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。
FIG. 50 is a block diagram showing feedback control of the air-fuel ratio in the block diagram of FIG. 36;

【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。
FIG. 51 is an explanatory diagram showing characteristics of a timing map used in the flow chart of FIG. 39;

【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。
FIG. 52 is an explanatory diagram illustrating sensor output characteristics with respect to the engine speed and the engine load, for explaining the characteristics of FIG. 51.

【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。
FIG. 53 is a timing chart illustrating a sampling operation in the flow chart of FIG. 39;

【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。
FIG. 54 is a flowchart showing an eleventh embodiment of the apparatus according to the present application.

【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。
FIG. 55 is a block diagram illustrating the operation of the flow chart of FIG. 54.

【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。
FIG. 56 is a subroutine flowchart showing the operation of determining the instability of the adaptive control system in the flowchart of FIG. 54;

【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。
FIG. 57 is a timing chart illustrating dead time in calculating the fuel injection amount of the internal combustion engine.

【符号の説明】[Explanation of symbols]

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 DESCRIPTION OF SYMBOLS 10 Internal combustion engine 12 Intake pipe 20 Intake manifold 22 Injector 24 Exhaust manifold 26 Exhaust pipe 28 Catalyst device 34 Control unit 54 Wide area air-fuel ratio sensor (LAF sensor) 100 Exhaust recirculation mechanism 200 Canister purge mechanism 300 Variable valve timing mechanism 400 Switching mechanism

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 西村 要一 埼玉県和光市中央1丁目4番1号 株式 会社本田技術研究所内 (72)発明者 小森谷 勲 埼玉県和光市中央1丁目4番1号 株式 会社本田技術研究所内 (56)参考文献 特開 平6−17680(JP,A) 特開 平6−17681(JP,A) 特開 平6−42385(JP,A) (58)調査した分野(Int.Cl.7,DB名) F02D 41/14 310 F02D 45/00 358 F02D 45/00 372 ──────────────────────────────────────────────────続 き Continuing from the front page (72) Inventor, Koichi Nishimura 1-4-1, Chuo, Wako-shi, Saitama Prefecture Inside Honda R & D Co., Ltd. (72) Inventor Isao Komoriya 1-4-1, Chuo, Wako-shi, Saitama (56) References JP-A-6-17680 (JP, A) JP-A-6-17681 (JP, A) JP-A-6-42385 (JP, A) (58) Fields investigated (Int.Cl. 7 , DB name) F02D 41/14 310 F02D 45/00 358 F02D 45/00 372

Claims (3)

(57)【特許請求の範囲】(57) [Claims] 【請求項1】a.多気筒内燃機関の排気空燃比を検出す
る空燃比検出手段、 b.前記多気筒内燃機関の燃料噴射量を所定の制御周期
で制御する燃料噴射量制御手段、 および c.前記燃料噴射量を操作量として検出された排気空燃
比が目標値に一致するように作動する適応制御器と前記
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、 からなる内燃機関の燃料噴射制御装置であって、 d.前記多気筒内燃機関の機関回転数と負荷を含む運転
状態を検出する運転状態検出手段、 e.前記空燃比検出手段の出力を、その変局点を含むべ
前記所定の制御周期より短い間隔に設定された所定の
サンプリング周期ごとにサンプリングして記憶するサン
プリング値記憶手段、 および f.前記検出された機関回転数と負荷を含む運転状態に
応じて前記記憶されたサンプリング値のいずれかを選択
する選択手段、 を備えると共に、前記選択されたサンプリング値を前記
適応パラメータ調整機構に入力して前記適応パラメータ
を算出させ、前記算出された適応パラメータを用いて前
記検出された排気空燃比が目標値に一致するように前記
適応制御器を作動させることを特徴とする内燃機関の燃
料噴射制御装置。
1. A method according to claim 1, Air-fuel ratio detecting means for detecting an exhaust air-fuel ratio of a multi-cylinder internal combustion engine; b. Fuel injection amount control means for controlling the fuel injection amount of the multi-cylinder internal combustion engine at a predetermined control cycle; and c. Wherein the adaptive controller exhaust air-fuel ratio detected with the fuel injection amount as the operation amount is operated so as to coincide with the target value
It calculates the adaptive parameters used in the adaptive controller adaptively para
Meter adjustment mechanism, a fuel injection control apparatus for internal combustion engine Ru Tona, d. Operating state detecting means for detecting an operating state including an engine speed and a load of the multi-cylinder internal combustion engine; e. The output of the air-fuel ratio detecting means should include its inflection point.
Sampling value storage means for Ku said predetermined control period from sampling at every predetermined sampling cycle set to a short interval memory, and f. Rutotomoni comprising a selection means for selecting one of said stored sampled values according to the operating conditions including the detected engine speed and load, the said selected sampled value
The adaptive parameter adjustment mechanism
Is calculated, and using the calculated adaptive parameters,
So that the detected exhaust air-fuel ratio matches the target value.
A fuel injection control device for an internal combustion engine, characterized by operating an adaptive controller.
【請求項2】 前記多気筒内燃機関において前記検出さ
れた排気空燃比が目標値に一致するように気筒ごとに前
記適応制御器を作動させることを特徴とする請求項1項
記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
2. The multi-cylinder internal combustion engine according to claim 2,
Before each cylinder so that the adjusted exhaust air-fuel ratio matches the target value.
The fuel injection control device for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the adaptive controller is operated .
【請求項3】 前記空燃比検出手段が前記多気筒内燃機
関の排気系集合部での排気空燃比を検出するものである
と共に、 g.前記多気筒内燃機関の排気系集合部空燃比からなる
出力変数と所定の値からなる入力変数とに基づいて気筒
ごとの排気空燃比を状態変数として推定するオブザー
バ、 を備え、前記選択手段は、前記検出された運転状態に応
じて第1の特性に従って選択された前記サンプリング値
を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と共に、前記検出された運転
状態に応じて前記空燃比検出手段の出力を前記第1の特
性と異なる第2の特性に従って前記オブザーバに入力す
ることを特徴とする請求項1項または2項記載の内燃機
関の燃料噴射制御装置。
3. The air-fuel ratio detecting means detects an exhaust air-fuel ratio in an exhaust system collecting section of the multi-cylinder internal combustion engine, and g. Cylinder based on the input variables and an output variable and a predetermined value consisting of the exhaust system collecting portion air-fuel ratio of the multi-cylinder internal combustion engine
An observer for estimating an exhaust air-fuel ratio for each of the vehicle as a state variable, wherein the selecting means adjusts the sampling value selected according to the first characteristic in accordance with the detected operating state with the adaptive controller and the adaptive parameter adjustment. Input to at least one of the mechanisms and output the air-fuel ratio detecting means in accordance with the detected operating state to the first characteristic.
3. The fuel injection control device for an internal combustion engine according to claim 1, wherein an input is made to the observer in accordance with a second characteristic different from the gender . 4.
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