專利名稱：內(nèi)燃機的控制裝置的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及通過可變進氣機構(gòu)控制吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量并控制空燃比和點火正時的內(nèi)燃機控制裝置。
背景技術(shù)：
以往，作為通過可變進氣機構(gòu)控制吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量的內(nèi)燃機控制裝置，公知有在專利文獻1中記載的控制裝置。該控制裝置具有檢測內(nèi)燃機的進氣通路內(nèi)的空氣流量的空氣流量傳感器，檢測曲軸的旋轉(zhuǎn)狀態(tài)的曲軸角傳感器，檢測油門踏板開度(以下稱為“油門開度”)的油門開度傳感器，以及輸入這些傳感器的檢測信號的控制器?？刂破鞲鶕?jù)曲軸角傳感器的檢測信號計算發(fā)動機轉(zhuǎn)速，并根據(jù)空氣流量傳感器的檢測信號計算吸入空氣量。并且，在內(nèi)燃機中，作為可變進氣機構(gòu)，設(shè)置有節(jié)氣門機構(gòu)和可變氣門升程機構(gòu)，使用該節(jié)氣門機構(gòu)自由地改變進氣通路內(nèi)的空氣流量，并使用可變氣門升程機構(gòu)自由地改變進氣門的升程(以下稱為“氣門升程”)。
在該控制裝置中，如下所述，通過控制器控制吸入空氣量。首先，根據(jù)內(nèi)燃機轉(zhuǎn)速、油門開度以及吸入空氣量等，判定內(nèi)燃機處于什么樣的運轉(zhuǎn)負荷區(qū)域內(nèi)。然后，當判定為內(nèi)燃機處于包含怠速運轉(zhuǎn)區(qū)域在內(nèi)的低轉(zhuǎn)速低負荷區(qū)域內(nèi)時，通過可變氣門升程機構(gòu)把氣門升程控制成預定的低升程，并通過節(jié)氣門機構(gòu)把節(jié)氣門開度控制成與發(fā)動機轉(zhuǎn)速和油門開度對應(yīng)的值。另一方面，當判定為內(nèi)燃機處于從中轉(zhuǎn)速中負荷區(qū)域至高轉(zhuǎn)速高負荷區(qū)域內(nèi)時，把節(jié)氣門控制成全開狀態(tài)，并把氣門升程控制成與發(fā)動機轉(zhuǎn)速和油門開度對應(yīng)的值。
專利文獻1日本特開2003-254100號公報在上述專利文獻1的控制裝置中，由于空氣流量傳感器的分辨率低，存在不能適當?shù)赜嬎阄肟諝饬康那闆r。例如，在內(nèi)燃機中，有以下內(nèi)燃機，即為了減小進氣通路內(nèi)的流動阻力，以提高氣缸的進氣填充效率，把進氣通路的口徑設(shè)定成大的值(即大口徑)。在把上述控制裝置應(yīng)用于這種內(nèi)燃機的情況下，當內(nèi)燃機處于低轉(zhuǎn)速低負荷區(qū)域內(nèi)時，由于進氣流速成為極低的值，因而在上述控制裝置中，由于空氣流量傳感器的分辨率低，不能適當?shù)赜嬎阄肟諝饬?，吸入空氣量控制的控制精度下降。結(jié)果，當根據(jù)這樣的吸入空氣量控制燃燒室內(nèi)的混合氣的空燃比時，其控制精度也下降，從而有可能導致燃料效率和排氣特性的惡化。
另一方面，在內(nèi)燃機的點火正時控制中，以往執(zhí)行以下方法，即作為表示內(nèi)燃機的負荷的負荷參數(shù)，使用發(fā)動機轉(zhuǎn)速和吸入空氣量，并且使用針對這種負荷參數(shù)預先設(shè)定了點火正時映射值的點火正時映射圖，而且假設(shè)在上述大口徑的內(nèi)燃機中也使用這種控制方法來控制點火正時。然而，如上所述，在專利文獻1的控制裝置中，由于在低負荷區(qū)域中，因空氣流量傳感器的分辨率低而不能適當?shù)赜嬎阄肟諝饬?，因而點火正時控制的控制精度也降低。
作為能解決以上現(xiàn)有的控制裝置的問題的內(nèi)燃機控制裝置，本申請人已提出了在日本專利申請2004-133677號中記載的控制裝置。該控制裝置具有檢測進氣通路內(nèi)的空氣流量的空氣流量傳感器，用于檢測氣門升程的轉(zhuǎn)動角傳感器，以及用于檢測對進氣門進行開閉驅(qū)動的凸輪軸相對于曲軸的相位(以下稱為“凸輪相位”)的凸輪角傳感器和曲軸角傳感器等。并且，內(nèi)燃機具有大口徑的進氣通路、以及作為可變進氣機構(gòu)的可變氣門升程機構(gòu)和可變凸輪相位機構(gòu)。在該內(nèi)燃機中，使用可變氣門升程機構(gòu)和可變凸輪相位機構(gòu)分別自由地改變氣門升程和凸輪相位，結(jié)果，自由地改變吸入空氣量。
在該控制裝置中，作為吸入空氣量，在低負荷區(qū)域內(nèi)，根據(jù)氣門升程和凸輪相位計算第1估計進氣量，在高負荷區(qū)域內(nèi)，根據(jù)空氣流量計算第2估計進氣量，并在低負荷區(qū)域與高負荷區(qū)域之間的負荷區(qū)域內(nèi)，計算第1和第2估計進氣量的加權(quán)平均值。而且，使用這樣計算出的吸入空氣量來執(zhí)行空燃比控制和點火正時控制。由此，在由于內(nèi)燃機的進氣系統(tǒng)是大口徑而使第2估計進氣量的可靠性低于第1估計進氣量的低負荷區(qū)域內(nèi)，使用可靠性高的一方的第1估計進氣量，并在發(fā)生其相反狀態(tài)的高負荷區(qū)域內(nèi)，使用可靠性更高的第2估計進氣量，從而與專利文獻1的控制裝置相比，可提高空燃比控制和點火正時控制的控制精度。
然而，根據(jù)該控制裝置，在轉(zhuǎn)動角傳感器、凸輪角傳感器以及曲軸角傳感器的檢測信號由于溫度變化等而漂移的情況下，或者在由于可變氣門升程機構(gòu)和可變凸輪相位機構(gòu)的構(gòu)成部件的磨損、污物附著以及由老化引起的游隙等而使兩個可變機構(gòu)的動態(tài)特性(即氣門升程和凸輪相位相對于控制輸入的關(guān)系)變化的情況下，各傳感器的檢測結(jié)果的可靠性下降，從而使第1估計進氣量不能正確地表示實際的吸入空氣量，具有相對于實際的吸入空氣量發(fā)生偏差的可能性。在發(fā)生這種狀態(tài)的情況下，在使用第1估計進氣量作為吸入空氣量的負荷區(qū)域內(nèi)，不能適當?shù)赜嬎闳剂狭亢忘c火正時，從而具有空燃比控制和點火正時控制的控制精度下降的可能性。具體地說，空燃比和點火正時成為不適當?shù)闹?，從而具有燃燒不穩(wěn)定、或者燃燒效率下降的可能性。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明是為了解決上述課題而作成的，本發(fā)明的目的在于提供即使在可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)檢測結(jié)果的可靠性下降的情況下，也能根據(jù)實際的吸入空氣量適當?shù)剡M行空燃比控制和點火正時控制的內(nèi)燃機控制裝置。
為了達到上述目的，根據(jù)本發(fā)明的第1方式，提供了一種內(nèi)燃機的控制裝置，該控制裝置通過可變進氣機構(gòu)控制吸入到內(nèi)燃機的氣缸內(nèi)的吸入空氣量并控制提供給燃燒室內(nèi)的燃料量，從而控制燃燒室內(nèi)的混合氣的空燃比，其特征在于，該控制裝置具有工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元，其檢測表示可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)；空燃比參數(shù)檢測單元，其檢測表示在內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣的空燃比的空燃比參數(shù)；目標空燃比計算單元，其計算成為混合氣的空燃比控制目標的目標空燃比；空燃比控制參數(shù)計算單元，其根據(jù)空燃比參數(shù)計算用于把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比的空燃比控制參數(shù)；校正單元，其根據(jù)空燃比控制參數(shù)和空燃比參數(shù)中的一方校正工作狀態(tài)參數(shù)；以及燃料量決定單元，其根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和空燃比控制參數(shù)決定燃料量。
根據(jù)該內(nèi)燃機控制裝置的構(gòu)成，根據(jù)表示在內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣的空燃比的空燃比參數(shù)計算用于把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比的空燃比控制參數(shù)，根據(jù)空燃比控制參數(shù)和空燃比參數(shù)中的一方校正表示可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)，并根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和空燃比控制參數(shù)決定提供給燃燒室內(nèi)的燃料量。在該情況下，由于使用可變進氣機構(gòu)自由地改變吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量，因而表示可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)相當于表示吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量的參數(shù)，因此，在空燃比控制的執(zhí)行中，當工作狀態(tài)參數(shù)的檢測值相對于實際值發(fā)生偏差時，起因于此，混合氣的實際空燃比相對于目標空燃比偏離到稀側(cè)或濃側(cè)。另一方面，空燃比控制參數(shù)由于被計算為用于根據(jù)空燃比參數(shù)把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比的值，即表示向稀側(cè)或濃側(cè)的哪一方向控制空燃比的值，因而反映上述的空燃比偏差。并且，空燃比參數(shù)由于是表示在內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣的空燃比的值，因而在混合氣的空燃比被控制成為目標空燃比的情況下，仍然被檢測為反映了上述的空燃比偏差的值。因此，通過根據(jù)這種空燃比控制參數(shù)或空燃比參數(shù)校正工作狀態(tài)參數(shù)，可適當?shù)匦Ｕぷ鳡顟B(tài)參數(shù)的檢測值與實際值之間的偏差。結(jié)果，即使在由于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元的檢測值的漂移、可變進氣機構(gòu)中的構(gòu)成部件的磨損、污物附著以及由老化引起的游隙等而使工作狀態(tài)參數(shù)的檢測值相對于實際值發(fā)生偏差的情況下，也能在補償這種偏差的影響的同時，適當?shù)貨Q定燃料量。由此，可適當?shù)剡M行空燃比控制，可使穩(wěn)定的燃燒狀態(tài)和良好的排氣特性全都得到確保。
優(yōu)選的是，校正單元根據(jù)空燃比控制參數(shù)和空燃比參數(shù)中的一方計算表示混合氣的空燃比控制狀態(tài)的控制狀態(tài)值，對控制狀態(tài)值實施預定的逐次型統(tǒng)計處理來計算統(tǒng)計處理值，并根據(jù)統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)。
根據(jù)該優(yōu)選方式的構(gòu)成，根據(jù)空燃比控制參數(shù)和空燃比參數(shù)中的一方計算表示空燃比控制中的混合氣的空燃比控制狀態(tài)的控制狀態(tài)值，對該控制狀態(tài)值實施預定的逐次型統(tǒng)計處理來計算統(tǒng)計處理值，并根據(jù)該統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)。一般，在空燃比控制中，當內(nèi)燃機的運轉(zhuǎn)狀態(tài)或燃燒狀態(tài)變化時，伴隨于此，空燃比的控制狀態(tài)在稀側(cè)方向與濃側(cè)方向之間振動性地變動，由此，空燃比控制參數(shù)和空燃比參數(shù)也振動性地變動，上述控制狀態(tài)值也振動性地變動。因此，在使用這種控制狀態(tài)值校正了工作狀態(tài)參數(shù)的情況下，校正了工作狀態(tài)參數(shù)后的值也振動性地變動，空燃比控制的控制精度下降，從而發(fā)生喘振和發(fā)動機轉(zhuǎn)速的變動，具有運轉(zhuǎn)性下降的可能性。相比之下，在該控制裝置中，由于根據(jù)對控制狀態(tài)值實施了預定的逐次型統(tǒng)計處理后的統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)，因而即使伴隨內(nèi)燃機中的運轉(zhuǎn)狀態(tài)或燃燒狀態(tài)的變化，控制狀態(tài)值振動性地變動時，也能在避免該影響的同時，適當?shù)匦Ｕぷ鳡顟B(tài)參數(shù)。結(jié)果，能以良好的控制精度控制空燃比，可確保良好的運轉(zhuǎn)性。
優(yōu)選的是，校正單元在統(tǒng)計處理值處于預定范圍外時，根據(jù)統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)，以使統(tǒng)計處理值處于預定范圍內(nèi)，并在統(tǒng)計處理值處于預定范圍內(nèi)時，把工作狀態(tài)參數(shù)的校正量保持為恒定值。
根據(jù)上述最初的優(yōu)選方式的構(gòu)成，由于根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和空燃比控制參數(shù)決定燃料量，因而具有工作狀態(tài)參數(shù)的校正處理與空燃比控制處理相互干涉的可能性，在該情況下，具有空燃比控制的控制精度下降、或者排氣特性惡化的可能性。相比之下，根據(jù)該控制裝置，當統(tǒng)計處理值處于預定范圍外時，根據(jù)統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)，以使統(tǒng)計處理值處于預定范圍內(nèi)，并當統(tǒng)計處理值處于預定范圍內(nèi)時，把工作狀態(tài)參數(shù)的校正量保持為恒定值。因此，把該預定范圍設(shè)定為如下的統(tǒng)計處理值的范圍即使通過工作狀態(tài)參數(shù)的校正處理，使校正后的工作狀態(tài)參數(shù)與實際值之間的偏差減小，從而把工作狀態(tài)參數(shù)的校正量保持為恒定值，空燃比控制的控制精度也不會下降，從而可在避免上述2種處理的干涉的同時，精度良好地進行空燃比控制。由此，可提高空燃比控制的控制精度，可改善排氣特性。
優(yōu)選的是，上述控制裝置還具有空氣流量檢測單元，其檢測在內(nèi)燃機的進氣通路內(nèi)流動的空氣流量；以及負荷參數(shù)檢測單元，其檢測表示內(nèi)燃機的負荷的負荷參數(shù)；燃料量決定單元當負荷參數(shù)處于預定的第1范圍內(nèi)時，根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和空燃比控制參數(shù)決定燃料量，并當負荷參數(shù)處于與預定的第1范圍不同的預定的第2范圍內(nèi)時，根據(jù)空氣流量和空燃比控制參數(shù)決定燃料量。
根據(jù)該優(yōu)選方式的構(gòu)成，當負荷參數(shù)處于預定的第1范圍內(nèi)時，根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和空燃比控制參數(shù)決定燃料量，并當負荷參數(shù)處于與預定的第1范圍不同的預定的第2范圍內(nèi)時，根據(jù)檢測出的空氣流量和空燃比控制參數(shù)決定燃料量。在該情況下，由于校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和空氣流量的檢測值雙方都表示吸入空氣量，因而把預定的第1范圍設(shè)定為校正后的工作狀態(tài)參數(shù)的可靠性比空氣流量的檢測值高的范圍，并把預定的第2范圍設(shè)定為空氣流量的檢測值的可靠性比校正后的工作狀態(tài)參數(shù)高的范圍，從而在雙方的負荷區(qū)域內(nèi)，可根據(jù)可靠性更高的表示吸入空氣量的值決定燃料量，可進一步提高空燃比控制的控制精度。
為了達到上述目的，根據(jù)本發(fā)明的第2方式，提供了一種內(nèi)燃機的控制裝置，該控制裝置通過可變進氣機構(gòu)控制吸入到內(nèi)燃機的氣缸內(nèi)的吸入空氣量，并控制燃燒室內(nèi)的混合氣的點火正時和空燃比，其特征在于，該控制裝置具有工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元，其檢測表示可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)；空燃比參數(shù)檢測單元，其檢測表示在內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣的空燃比的空燃比參數(shù)；目標空燃比計算單元，其計算成為混合氣的空燃比控制目標的目標空燃比KCMD；空燃比控制單元，其根據(jù)空燃比參數(shù)，把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比；校正單元，其根據(jù)空燃比控制單元的混合氣空燃比控制狀態(tài)和空燃比參數(shù)中的一方校正工作狀態(tài)參數(shù)；以及點火正時決定單元，其根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)決定點火正時。
根據(jù)該內(nèi)燃機的控制裝置的構(gòu)成，使用空燃比控制單元，根據(jù)表示在內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣的空燃比的空燃比參數(shù)，把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比，根據(jù)該空燃比控制單元的混合氣空燃比控制狀態(tài)和空燃比參數(shù)中的一方校正表示可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)，并根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)決定點火正時。如上所述，由于使用可變進氣機構(gòu)自由地改變吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量，因而表示可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)相當于表示吸入到氣缸內(nèi)的吸入空氣量的參數(shù)，因此，在空燃比控制的執(zhí)行中，當工作狀態(tài)參數(shù)的檢測值相對于實際值發(fā)生偏差時，起因于此，混合氣的實際空燃比相對于目標空燃比偏離到稀側(cè)或濃側(cè)。另一方面，由于使用空燃比控制單元，根據(jù)空燃比參數(shù)把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比，因而該空燃比控制狀態(tài)反映上述的空燃比偏差。并且，空燃比參數(shù)由于是表示在內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣的空燃比的值，因而在混合氣的空燃比被控制成為目標空燃比的情況下，仍然被檢測為反映了上述的空燃比偏差的值。因此，通過根據(jù)這種空燃比控制狀態(tài)或空燃比參數(shù)校正工作狀態(tài)參數(shù)，可適當?shù)匦Ｕぷ鳡顟B(tài)參數(shù)的檢測值與實際值之間的偏差。結(jié)果，即使在由于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元的檢測值的漂移、可變進氣機構(gòu)中的構(gòu)成部件的磨損、污物附著以及由老化引起的游隙等而使工作狀態(tài)參數(shù)的檢測值相對于實際值發(fā)生偏差的情況下，也能在補償這種偏差影響的同時，適當?shù)貨Q定點火正時。由此，可確保點火正時控制中的良好的控制精度，可使燃燒效率和燃料效率全都維持在良好狀態(tài)。
優(yōu)選的是，空燃比控制單元根據(jù)空燃比參數(shù)計算用于把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比的空燃比控制參數(shù)；校正單元根據(jù)空燃比控制參數(shù)和空燃比參數(shù)中的一方計算表示混合氣的空燃比控制狀態(tài)的控制狀態(tài)值，對控制狀態(tài)值實施預定的逐次型統(tǒng)計處理來計算統(tǒng)計處理值，并根據(jù)統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)。
根據(jù)該優(yōu)選方式的構(gòu)成，根據(jù)空燃比參數(shù)計算用于把混合氣的空燃比控制成為目標空燃比的空燃比控制參數(shù)，根據(jù)空燃比控制參數(shù)和空燃比參數(shù)中的一方計算表示混合氣的空燃比控制狀態(tài)的控制狀態(tài)值，對該控制狀態(tài)值實施預定的逐次型統(tǒng)計處理來計算統(tǒng)計處理值，并根據(jù)該統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)。如上所述，在空燃比控制中，當內(nèi)燃機的運轉(zhuǎn)狀態(tài)或燃燒狀態(tài)變化時，伴隨于此，空燃比的控制狀態(tài)在稀側(cè)與濃側(cè)之間振動性地變動，由此，空燃比參數(shù)也振動性地變動，上述控制狀態(tài)值也振動性地變動。因此，在使用這種控制狀態(tài)值校正了工作狀態(tài)參數(shù)的情況下，該校正值也振動性地變動，點火正時控制的控制精度下降，從而發(fā)生喘振和發(fā)動機轉(zhuǎn)速的變動，具有運轉(zhuǎn)性下降的可能性。相比之下，在該控制裝置中，由于根據(jù)對控制狀態(tài)值實施了預定的逐次型統(tǒng)計處理后的統(tǒng)計處理值校正工作狀態(tài)參數(shù)，因而即使伴隨內(nèi)燃機中的運轉(zhuǎn)狀態(tài)或燃燒狀態(tài)的變化，控制狀態(tài)值振動性地變動時，也能在避免該影響的同時，校正工作狀態(tài)參數(shù)。結(jié)果，可提高點火正時控制的控制精度，可改善運轉(zhuǎn)性。
優(yōu)選的是，上述控制裝置還具有空氣流量檢測單元，其檢測在內(nèi)燃機的進氣通路內(nèi)流動的空氣流量；以及負荷參數(shù)檢測單元，其檢測表示內(nèi)燃機的負荷的負荷參數(shù)，點火正時決定單元當負荷參數(shù)處于預定的第1范圍內(nèi)時，根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)決定點火正時，并當負荷參數(shù)處于與預定的第1范圍不同的預定的第2范圍內(nèi)時，根據(jù)空氣流量決定點火正時。
根據(jù)該優(yōu)選方式的構(gòu)成，當負荷參數(shù)處于預定的第1范圍內(nèi)時，根據(jù)校正后的工作狀態(tài)參數(shù)決定點火正時，并當負荷參數(shù)處于與預定的第1范圍不同的預定的第2范圍內(nèi)時，根據(jù)檢測出的空氣流量決定點火正時。在該情況下，由于校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和空氣流量的檢測值雙方都表示吸入空氣量，因而把預定的第1范圍設(shè)定為校正后的工作狀態(tài)參數(shù)的可靠性比空氣流量的檢測值高的范圍，并把預定的第2范圍設(shè)定為空氣流量的檢測值的可靠性比校正后的工作狀態(tài)參數(shù)高的范圍，從而在雙方的負荷區(qū)域內(nèi)，可根據(jù)可靠性更高的表示吸入空氣量的值決定點火正時，可進一步提高點火正時控制的控制精度。


圖1是示出應(yīng)用了根據(jù)本發(fā)明的第1實施方式的控制裝置的內(nèi)燃機的概略結(jié)構(gòu)的示意圖。
圖2是示出控制裝置的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖3是示出內(nèi)燃機的可變式進氣門驅(qū)動機構(gòu)和排氣門驅(qū)動機構(gòu)的概略結(jié)構(gòu)的剖面圖。
圖4是示出可變式進氣門驅(qū)動機構(gòu)的可變氣門升程機構(gòu)的概略結(jié)構(gòu)的剖面圖。
圖5是示出(a)升程致動器的短臂位于最大升程位置的狀態(tài)和(b)位于最小升程位置的狀態(tài)的圖。
圖6是示出(a)可變氣門升程機構(gòu)的下連桿位于最大升程位置時的進氣門的打開狀態(tài)和(b)位于最小升程位置時的進氣門的打開狀態(tài)的圖。
圖7是分別示出可變氣門升程機構(gòu)的下連桿位于最大升程位置時的進氣門的氣門升程曲線(實線)和位于最小升程位置時的氣門升程曲線(雙點劃線)的圖。
圖8是示意性示出可變凸輪相位機構(gòu)的概略結(jié)構(gòu)的圖。
圖9是分別示出通過可變凸輪相位機構(gòu)把凸輪相位設(shè)定成最滯后值時的進氣門4的氣門升程曲線(實線)和把凸輪相位設(shè)定成最超前值時的進氣門4的氣門升程曲線(雙點劃線)的圖。
圖10是示出空燃比控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖11是示出在基本估計進氣量Gcyl_vt_base的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖12是示出在校正系數(shù)K_gcyl_vt的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖13是示出在過渡系數(shù)Kg的計算中使用的表的一例的圖。
圖14是示出在目標空燃比KCMD的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖15是示出校正后值計算部的結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖16是示出點火正時控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖17是示出在最大估計進氣量Gcyl_max的計算中使用的表的一例的圖。
圖18是示出在校正系數(shù)K_gcyl_max的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖19是示出Cain_comp＝Cainrt用的基本點火正時映射圖的一例的圖。
圖20是示出Cain_comp＝Cainad用的基本點火正時映射圖的一例的圖。
圖21是示出空燃比校正系數(shù)KSTR的計算處理的流程圖。
圖22是示出空燃比控制處理的流程圖。
圖23是示出基本燃料噴射量Tcyl_bs的計算處理的流程圖。
圖24是示出點火正時控制處理的流程圖。
圖25是示出通常點火正時控制處理的流程圖。
圖26是示出校正后值計算處理的流程圖。
圖27是示出升程校正值DLiftin_comp的計算處理的流程圖。
圖28是示出相位校正值Dcain_comp的計算處理的流程圖。
圖29是示出可變機構(gòu)控制處理的流程圖。
圖30是示出在發(fā)動機起動中，在目標氣門升程Liftin_cmd的計算中使用的表的一例的圖。
圖31是示出在發(fā)動機起動中，在目標凸輪相位Cain_cmd的計算中使用的表的一例的圖。
圖32是示出在催化劑暖機控制中，在目標氣門升程Liftin_cmd的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖33是示出在催化劑暖機控制中，在目標凸輪相位Cain_cmd的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖34是示出在通常運轉(zhuǎn)中，在目標氣門升程Liftin_cmd的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖35是示出在通常運轉(zhuǎn)中，在目標凸輪相位Cain_cmd的計算中使用的映射圖的一例的圖。
圖36是示出第1實施方式的控制裝置的空燃比控制結(jié)果一例的時序圖。
圖37是示出比較例的空燃比控制結(jié)果的時序圖。
圖38是示出本發(fā)明的第2實施方式的控制裝置的空燃比控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖39是示出第2實施方式的控制裝置的點火正時控制器的概略結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖40是示出第2實施方式的校正后值計算部的結(jié)構(gòu)的方框圖。
圖41是示出第2實施方式的控制裝置的空燃比控制結(jié)果一例的時序圖。
具體實施例方式
以下，參照附圖對根據(jù)本發(fā)明的第1實施方式的內(nèi)燃機的控制裝置進行說明。該控制裝置1，如圖2所示，具有ECU 2，該ECU 2如后所述，根據(jù)內(nèi)燃機(以下稱為“發(fā)動機”)3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)，執(zhí)行空燃比控制和點火正時控制等的控制處理。
如圖1和圖3所示，發(fā)動機3是具有4組氣缸3a和活塞3b(僅示出了1組)的直列4缸汽油發(fā)動機，安裝在未作圖示的帶有自動變速器的車輛上。發(fā)動機3具有設(shè)置在每個氣缸3a上而且分別對進氣口和排氣口進行開閉的進氣門4和排氣門7，用于驅(qū)動進氣門4的進氣凸輪軸5和進氣凸輪6，對進氣門4進行開閉驅(qū)動的可變式進氣門驅(qū)動機構(gòu)40，用于驅(qū)動排氣門7的排氣凸輪軸8和排氣凸輪9，對排氣門7進行開閉驅(qū)動的排氣門驅(qū)動機構(gòu)30，燃料噴射閥10，以及火花塞11(參照圖2)等。
進氣門4的氣門桿4a滑動自如地嵌合在導向裝置4b上，該導向裝置4b固定在氣缸蓋3c上。而且，如圖4所示，進氣門4具有上下彈簧座4c、4d、以及設(shè)置在它們之間的氣門彈簧4e，進氣門4被該氣門彈簧4e朝關(guān)閉方向施力。
并且，進氣凸輪軸5和排氣凸輪軸8分別通過未作圖示的支架可自由轉(zhuǎn)動地安裝在氣缸蓋3c上。在該進氣凸輪軸5的一端部上同軸地配置有進氣鏈輪(未作圖示)，設(shè)置成可自由旋轉(zhuǎn)。該進氣鏈輪通過未作圖示的正時鏈條與曲軸3d連接，并通過后述的可變凸輪相位機構(gòu)70與進氣凸輪軸5連接。通過以上結(jié)構(gòu)，曲軸3d每旋轉(zhuǎn)2周，進氣凸輪軸5就旋轉(zhuǎn)1周。并且，針對每個氣缸3a，在進氣凸輪軸5上以與其一體旋轉(zhuǎn)的方式設(shè)置有進氣凸輪6。
而且，可變式進氣門驅(qū)動機構(gòu)40伴隨進氣凸輪軸5的旋轉(zhuǎn)，對各氣缸3a的進氣門4進行開閉驅(qū)動，并無級地改變進氣門4的升程和氣門正時，關(guān)于其詳情，在后面描述。另外，在本實施方式中，設(shè)“進氣門4的升程(以下稱為“氣門升程”)”表示進氣門4的最大揚程。
另一方面，排氣門7的氣門桿7a可自由滑動地嵌合在導向裝置7b上，該導向裝置7b固定在氣缸蓋3c上。而且，排氣門7具有上下彈簧座7c、7d、以及設(shè)置在它們之間的氣門彈簧7e，排氣門7被該氣門彈簧7e朝關(guān)閉方向施力。
并且，排氣凸輪軸8具有與其一體的排氣鏈輪(未作圖示)，通過該排氣鏈輪和未作圖示的正時鏈條與曲軸3d連接，這樣，曲軸3d每旋轉(zhuǎn)2周，排氣凸輪軸8就旋轉(zhuǎn)1周。而且，針對每個氣缸3a，在排氣凸輪軸8上以與其一體旋轉(zhuǎn)的方式設(shè)置有排氣凸輪9。
而且，排氣門驅(qū)動機構(gòu)30具有搖臂31，伴隨排氣凸輪9的旋轉(zhuǎn)，該搖臂31擺動，從而在克服氣門彈簧7e的推力的同時，對排氣門7進行開閉驅(qū)動。
另一方面，對于每個氣缸3a設(shè)置了燃料噴射閥10，并在傾斜狀態(tài)下安裝在氣缸蓋3c上，以便直接把燃料噴射到燃燒室內(nèi)。即，發(fā)動機3構(gòu)成為直噴發(fā)動機。并且，燃料噴射閥10與ECU 2電連接，通過ECU 2控制打開時間和打開正時，從而控制燃料噴射量。
并且，也對于每個氣缸3a設(shè)置了火花塞11，并安裝在氣缸蓋3c上?；鸹ㄈ?1與ECU 2電連接，由ECU 2控制放電狀態(tài)，以便按照與后述的點火正時對應(yīng)的定時使燃燒室內(nèi)的混合氣體燃燒。
另一方面，發(fā)動機3上設(shè)置有曲軸角傳感器20和水溫傳感器21。該曲軸角傳感器20由磁轉(zhuǎn)子和MRE拾取器構(gòu)成，伴隨曲軸3d的旋轉(zhuǎn)，向ECU 2輸出均作為脈沖信號的CRK信號和TDC信號。該CRK信號每隔預定曲軸角(例如10°)輸出1個脈沖，ECU 2根據(jù)該CRK信號，計算發(fā)動機3的發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE。并且，TDC信號是表示各氣缸3a的活塞3b位于比進氣行程的TDC位置稍微靠前的預定曲軸角位置的信號，每隔預定曲軸角輸出1個脈沖。在本實施方式中，曲軸角傳感器20相當于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元和負荷參數(shù)檢測單元，發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE相當于負荷參數(shù)。
并且，水溫傳感器21由例如熱敏電阻等構(gòu)成，向ECU 2輸出表示發(fā)動機水溫TW的檢測信號。該發(fā)動機水溫TW是在發(fā)動機3的氣缸體3h內(nèi)循環(huán)的冷卻水的溫度。
而且，在發(fā)動機3的進氣管12中，省略了節(jié)氣門機構(gòu)，并將其進氣通路12a形成為大口徑，從而將流動阻力設(shè)定成比通常的發(fā)動機小。在該進氣管12內(nèi)設(shè)置有空氣流量傳感器22和進氣溫度傳感器23(參照圖2)。
該空氣流量傳感器22(空氣流量檢測單元)由熱線式空氣流量計構(gòu)成，向ECU 2輸出表示在進氣通路12a內(nèi)流動的空氣的流量(以下稱為“空氣流量”)Gin的檢測信號。另外，空氣流量Gin的單位是g/sec。并且，進氣溫度傳感器23向ECU 2輸出表示在進氣通路12a內(nèi)流動的空氣的溫度(以下稱為“進氣溫度”)TA的檢測信號。
而且，在發(fā)動機3的排氣管13上，在未作圖示的催化裝置的上游側(cè)設(shè)置有LAF傳感器24(空燃比參數(shù)檢測單元)。LAF傳感器24由氧化鋯和鉑電極等構(gòu)成，在從比理論空燃比濃的濃區(qū)域到極稀區(qū)域的寬范圍的空燃比區(qū)域內(nèi)，線性地檢測在排氣管13的排氣通路13a內(nèi)流動的排氣中的氧濃度，向ECU 2輸出表示該氧濃度的檢測信號。ECU 2根據(jù)該LAF傳感器24的檢測信號值，計算表示排氣中的空燃比的檢測空燃比KACT。另外，該檢測空燃比KACT(空燃比參數(shù))是作為當量比來計算的。
下面，對上述的可變式進氣門驅(qū)動機構(gòu)40進行說明。該可變式進氣門驅(qū)動機構(gòu)40，如圖4所示，由進氣凸輪軸5、進氣凸輪6、可變氣門升程機構(gòu)50以及可變凸輪相位機構(gòu)70等構(gòu)成。
該可變氣門升程機構(gòu)50(可變進氣機構(gòu))是伴隨進氣凸輪軸5的旋轉(zhuǎn)而對進氣門4進行開閉驅(qū)動，并在預定的最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之間對氣門升程Liftin進行無級變更的機構(gòu)，具有設(shè)置在每個氣缸3a上的四節(jié)連桿式搖臂機構(gòu)51，以及同時驅(qū)動這些搖臂機構(gòu)51的升程致動器60(參照圖5(a)、圖5(b))等。
各搖臂機構(gòu)51由搖臂52和上下連桿53、54等構(gòu)成。該上連桿53的一端部通過上銷55可自由轉(zhuǎn)動地安裝在搖臂52的上端部上，另一端部可自由轉(zhuǎn)動地安裝在搖臂軸56上。該搖臂軸56通過未作圖示的支架安裝在氣缸蓋3c上。
并且，在搖臂52的上銷55上可自由轉(zhuǎn)動地設(shè)置有滾子57。該滾子57與進氣凸輪6的凸輪面抵接，當進氣凸輪6旋轉(zhuǎn)時，在被該凸輪面引導的同時在進氣凸輪6上轉(zhuǎn)動。這樣，搖臂52在上下方向上被驅(qū)動，并且上連桿53以搖臂軸56為中心轉(zhuǎn)動。
而且，在搖臂52的進氣門4側(cè)的端部安裝有調(diào)節(jié)螺栓52a。當搖臂52伴隨進氣凸輪6的旋轉(zhuǎn)而在上下方向上移動時，該調(diào)節(jié)螺栓52a在克服氣門彈簧4e的推力的同時，在上下方向上驅(qū)動氣門桿4a，開閉進氣門4。
并且，下連桿54的一端部通過下銷58可自由轉(zhuǎn)動地安裝在搖臂52的下端部，在下連桿54的另一端部可自由轉(zhuǎn)動地安裝有連接軸59。下連桿54通過該連接軸59與升程致動器60的后述的短臂65連接。
另一方面，如圖5(a)、圖5(b)所示，升程致動器60具有電機61、螺母62、連桿63、長臂64以及短臂65等。該電機61與ECU 2連接，配置在發(fā)動機3的頂蓋3g的外側(cè)。電機61的旋轉(zhuǎn)軸是形成有外螺紋的螺紋軸61a，在該螺紋軸61a上，螺合有螺母62。該螺母62通過連桿63與長臂64連接。該連桿63的一端部通過銷63a可自由旋轉(zhuǎn)地安裝在螺母62上，另一端部通過銷63b可自由轉(zhuǎn)動地安裝在長臂64的一端部上。
并且，長臂64的另一端部通過轉(zhuǎn)動軸66安裝在短臂65的一端部上。該轉(zhuǎn)動軸66截面形成為圓形，貫通發(fā)動機3的頂蓋3g，并且可自由轉(zhuǎn)動地支撐在其上。伴隨該轉(zhuǎn)動軸66的轉(zhuǎn)動，長臂64和短臂65與其一體地轉(zhuǎn)動。
而且，在短臂65的另一端部可自由轉(zhuǎn)動地安裝有上述的連接軸59，這樣，短臂65通過連接軸59與下連桿54連接。
下面，對以上這樣構(gòu)成的可變氣門升程機構(gòu)50的工作進行說明。在該可變氣門升程機構(gòu)50中，當向升程致動器60輸入來自ECU 2的后述的升程控制輸入U_Liftin時，螺紋軸61a旋轉(zhuǎn)，通過伴隨于此的螺母62的移動，長臂64和短臂65以轉(zhuǎn)動軸66為中心轉(zhuǎn)動，并且伴隨該短臂65的轉(zhuǎn)動，搖臂機構(gòu)51的下連桿54以下銷58為中心轉(zhuǎn)動。即，通過升程致動器60驅(qū)動下連桿54。
此時，通過ECU 2的控制，短臂65的轉(zhuǎn)動范圍被限制在圖5(a)所示的最大升程位置和圖5(b)所示的最小升程位置之間，這樣，下連桿54的轉(zhuǎn)動范圍也被限制在圖4中的實線所示的最大升程位置和圖4中的雙點劃線所示的最小升程位置之間。
在下連桿54位于最大升程位置的情況下，在由搖臂軸56、上下銷55、58以及連接軸59構(gòu)成的四節(jié)連桿中，構(gòu)成為上銷55和下銷58的中心間的距離比搖臂軸56和連接軸59的中心間的距離長，這樣，如圖6(a)所示，當進氣凸輪6旋轉(zhuǎn)時，調(diào)節(jié)螺栓52a的移動量大于進氣凸輪6與滾子57的抵接點的移動量。
另一方面，在下連桿54位于最小升程位置的情況下，在上述四節(jié)連桿中，構(gòu)成為上銷55和下銷58的中心間的距離比搖臂軸56和連接軸59的中心間的距離短，這樣，如圖6(b)所示，當進氣凸輪6旋轉(zhuǎn)時，調(diào)節(jié)螺栓52a的移動量小于進氣凸輪6與滾子57的抵接點的移動量。
由于以上的原因，當下連桿54位于最大升程位置時，進氣門4以比位于最小升程位置時大的氣門升程Liftin打開。具體地說，在進氣凸輪6的旋轉(zhuǎn)中，當下連桿54位于最大升程位置時，進氣門4按照圖7的實線所示的氣門升程曲線打開，氣門升程Liftin表現(xiàn)出其最大值Liftinmax。另一方面，當下連桿54位于最小升程位置時，按照圖7的雙點劃線所示的氣門升程曲線打開，氣門升程Liftin表現(xiàn)出其最小值Liftinmin。
因此，在該可變氣門升程機構(gòu)50中，通過經(jīng)由致動器60使下連桿54在最大升程位置和最小升程位置之間轉(zhuǎn)動，可使氣門升程Liftin在最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之間無級變化。
另外，在該可變氣門升程機構(gòu)50內(nèi)設(shè)置有未作圖示的鎖定機構(gòu)，當升程控制輸入U_Liftin被設(shè)定成后述的故障時用值U_Liftin_fs時，或者當由于斷線等而使來自ECU 2的升程控制輸入U_Liftin輸入不到升程致動器60時，由該鎖定機構(gòu)鎖定可變氣門升程機構(gòu)50的動作。即，禁止由可變氣門升程機構(gòu)50進行的氣門升程Liftin的變更，氣門升程Liftin被保持為最小值Liftinmin。另外，該最小值Liftinmin被設(shè)定成如下的值在凸輪相位Cain被保持為后述的鎖定值的情況下，可確保后述的預定的故障時用值Gcyl_fs作為吸入空氣量。該預定的故障時用值Gcyl_fs(預定值)被設(shè)定成如下的值在停車中可適當?shù)剡M行怠速運轉(zhuǎn)或發(fā)動機起動，同時在行駛中可維持低速行駛狀態(tài)。
并且，在發(fā)動機3內(nèi)設(shè)置有轉(zhuǎn)動角傳感器25(參照圖2)，該轉(zhuǎn)動角傳感器25檢測轉(zhuǎn)動軸66即短臂65的轉(zhuǎn)動角，并向ECU 2輸出該檢測信號。ECU 2根據(jù)該轉(zhuǎn)動角傳感器25的檢測信號，計算氣門升程Liftin。在本實施方式中，轉(zhuǎn)動角傳感器25相當于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元和負荷參數(shù)檢測單元，氣門升程Liftin相當于工作狀態(tài)參數(shù)和負荷參數(shù)。
下面，對上述的可變凸輪相位機構(gòu)70(可變進氣機構(gòu))進行說明。該可變凸輪相位機構(gòu)70把進氣凸輪軸5相對于曲軸3d的相對相位(以下稱為“凸輪相位”)Cain無級地變更到超前側(cè)或滯后側(cè)，設(shè)置在進氣凸輪軸5的進氣鏈輪側(cè)的端部。如圖8所示，可變凸輪相位機構(gòu)70具有外殼71，3葉片式的葉輪72，油壓泵73以及電磁閥機構(gòu)74等。
該外殼71與進氣凸輪軸5上的進氣鏈輪構(gòu)成為一體，具有相互等間隔地形成的3個隔壁71a。葉輪72同軸地安裝在進氣凸輪軸5的進氣鏈輪側(cè)的端部上，從進氣凸輪軸5朝外方呈放射狀延伸，并可旋轉(zhuǎn)地收容在外殼71內(nèi)。此外，在外殼71中，在隔壁71a和葉輪72之間形成有3個超前室75和3個滯后室76。
油壓泵73是與曲軸3d連接的機械式油壓泵，當曲軸3d旋轉(zhuǎn)時，伴隨于此，油壓泵73通過油路77c的下部吸入蓄積在發(fā)動機3的油盤3e內(nèi)的潤滑用油，并在使該油升壓的狀態(tài)下，通過油路77c的其余部分把該油提供給電磁閥機構(gòu)74。
電磁閥機構(gòu)74是將滑閥機構(gòu)74a和電磁元件74b組合而成的機構(gòu)，通過超前油路77a和滯后油路77b，與超前室75和滯后室76分別連接，并把從油壓泵73所提供的油壓作為超前油壓Pad和滯后油壓Prt分別輸出到超前室75和滯后室76。電磁閥機構(gòu)74的電磁元件74b與ECU 2電連接，當輸入了來自ECU 2的后述的相位控制輸入U_Cain時，通過使滑閥機構(gòu)74a的滑閥體根據(jù)相位控制輸入U_Cain在預定的移動范圍內(nèi)移動，使超前油壓Pad和滯后油壓Prt全都變化。
在以上的可變凸輪相位機構(gòu)70中，在油壓泵73的工作中，電磁閥機構(gòu)74根據(jù)控制輸入U_Cain進行工作，從而把超前油壓Pad提供到超前室75，把滯后油壓Prt提供到滯后室76，由此，葉輪72和外殼71之間的相對相位變更為超前側(cè)或滯后側(cè)。結(jié)果，上述的凸輪相位Cain在最滯后值Cainrt(例如相當于凸輪角0°的值)和最超前值Cainad(例如相當于凸輪角55°的值)之間連續(xù)變化，由此，進氣門4的氣門正時在圖9的實線所示的最滯后正時和圖9的雙點劃線所示的最超前正時之間無級變更。
另外，在該可變凸輪相位機構(gòu)70內(nèi)設(shè)置有未作圖示的鎖定機構(gòu)，當來自油壓泵73的供給油壓低時，當相位控制輸入U_Cain被設(shè)定成后述的故障時用值U_Cain_fs時，或者當由于斷線等而使相位控制輸入U_Cain輸入不到電磁閥機構(gòu)74時，由該鎖定機構(gòu)鎖定可變凸輪相位機構(gòu)70的動作。即，禁止由可變凸輪相位機構(gòu)70進行的凸輪相位Cain的變更，凸輪相位Cain被保持為預定的鎖定值。該預定的鎖定值如上所述被設(shè)定為如下的值在氣門升程Liftin被保持為最小值Liftinmin的情況下，可確保預定的故障時用值Gcyl_fs作為吸入空氣量。
如上所述，在本實施方式的可變式進氣門驅(qū)動機構(gòu)40中，氣門升程Liftin由可變氣門升程機構(gòu)50無級地變更，并且凸輪相位Cain即進氣門4的氣門正時由可變凸輪相位機構(gòu)70在上述的最滯后正時和最超前正時之間無級地變更。并且，由ECU 2如后所述通過可變氣門升程機構(gòu)50和可變凸輪相位機構(gòu)70分別控制氣門升程Liftin和凸輪相位Cain，從而控制吸入空氣量。
另一方面，在進氣凸輪軸5的與可變凸輪相位機構(gòu)70相反側(cè)的端部設(shè)置有凸輪角傳感器26(參照圖2)。該凸輪角傳感器26由例如磁轉(zhuǎn)子和MRE拾取器構(gòu)成，伴隨進氣凸輪軸5的旋轉(zhuǎn)，每隔預定的凸輪角(例如1°)向ECU 2輸出作為脈沖信號的CAM信號。ECU 2根據(jù)該CAM信號和上述的CRK信號，計算凸輪相位Cain。在本實施方式中，凸輪角傳感器26相當于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元和負荷參數(shù)檢測單元，凸輪相位Cain相當于工作狀態(tài)參數(shù)和負荷參數(shù)。
而且，如圖2所示，油門開度傳感器27和點火開關(guān)(以下稱為“IG·SW”)28連接在ECU 2上。該油門開度傳感器27把表示車輛的未作圖示的油門踏板的踩下量(以下稱為“油門開度”)AP的檢測信號輸出到ECU 2。并且，IG·SW 28通過點火鑰匙(未作圖示)操作進行接通/斷開，并把表示其接通/斷開狀態(tài)的信號輸出到ECU 2。
ECU 2由微計算機構(gòu)成，該微計算機由CPU、RAM、ROM以及I/O接口(全都未作圖示)等所構(gòu)成，ECU 2根據(jù)上述各種傳感器20～27的檢測信號以及IG·SW 28的接通/斷開信號等，判別發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)，并執(zhí)行各種控制。具體地說，ECU 2如后所述，根據(jù)運轉(zhuǎn)狀態(tài)執(zhí)行空燃比控制和點火正時控制。除此以外，計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp，并通過可變氣門升程機構(gòu)50和可變凸輪相位機構(gòu)70分別控制氣門升程Liftin和凸輪相位Cain，從而控制吸入空氣量。
另外，在本實施方式中，ECU 2相當于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元，空燃比參數(shù)檢測單元，目標空燃比計算單元，空燃比控制參數(shù)計算單元，校正單元，燃料量決定單元，負荷參數(shù)檢測單元，空燃比控制單元以及點火正時決定單元。
下面，對本實施方式的控制裝置1進行說明。該控制裝置1具有執(zhí)行空燃比控制的空燃比控制器100(參照圖10)和執(zhí)行點火正時控制的點火正時控制器130(參照圖16)，這些控制器具體地說全都由ECU 2構(gòu)成。在本實施方式中，空燃比控制器100相當于燃料量決定單元和空燃比控制單元，點火正時控制器130相當于點火正時決定單元。
首先，對空燃比控制器100進行說明。該空燃比控制器100如下所述是針對各燃料噴射閥10計算燃料噴射量TOUT(燃料量)的控制器，如圖10所示，具有第1和第2估計進氣量計算部101、102，過渡系數(shù)計算部103，放大要素104、105，加法要素106，放大要素107，目標空燃比計算部108、空燃比校正系數(shù)計算部109，總校正系數(shù)計算部110，乘法要素111、燃料附著校正部112以及校正后值計算部113。
在第1估計進氣量計算部101中，如下所述，計算第1估計進氣量Gcyl_vt。具體地說，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和校正后氣門升程Liftin_comp檢索圖11所示的映射圖，計算基本估計進氣量Gcyl_vt_base。該校正后氣門升程Liftin_comp是校正了氣門升程Liftin后的值，如后所述，在校正后值計算部113中計算。并且，在圖11中，NE1～NE3是NE1＜NE2＜NE3的關(guān)系成立的發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE的預定值，這一點在以下的說明中也是一樣。
在該映射圖中，基本估計進氣量Gcyl_vt_base在NE＝NE1或NE2的情況下，在校正后氣門升程Liftin_comp小的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成校正后氣門升程Liftin_comp越大則越大的值，在校正后氣門升程Liftin_comp接近最大值Liftinmax的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成校正后氣門升程Liftin_comp越大則越小的值。這是因為，在低/中轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)，在校正后氣門升程Liftin_comp接近最大值Liftinmax的區(qū)域內(nèi)越是大的值，進氣門4的打開時間就越長，從而由于進氣回吹而使填充效率下降。并且，基本估計進氣量Gcyl_vt_base在NE＝NE3的情況下，被設(shè)定成校正后氣門升程Liftin_comp越大則越大的值。這是因為，在高轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)，在校正后氣門升程Liftin_comp大的區(qū)域內(nèi)，由于進氣的慣性力而難以發(fā)生上述的進氣回吹，因而校正后氣門升程Liftin_comp越大，填充效率就越高。
并且，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和校正后凸輪相位Cain_comp檢索圖12所示的映射圖，從而計算校正系數(shù)K_gcyl_vt。該校正后凸輪相位Cain_comp是校正了凸輪相位Cain后的值，如后所述，在校正后值計算部113中計算。
在圖12所示的映射圖中，校正系數(shù)K_gcyl_vt在NE＝NE1或NE2的情況下，在校正后凸輪相位Cain_comp接近最滯后值Cainrt的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成越接近最滯后值Cainrt則越小的值，在除此以外的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成校正后凸輪相位Cain_comp越是最超前值Cainad側(cè)的值則越小的值。這是因為，在低/中轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)，在校正后凸輪相位Cain_comp接近最滯后值Cainrt的區(qū)域內(nèi)，越接近最滯后值Cainrt，則進氣門4的關(guān)閉定時就越滯后，從而由于進氣回吹而使填充效率下降，在除此以外的區(qū)域內(nèi)，校正后凸輪相位Cain_comp越接近最超前值Cainad，則由于伴隨氣門重疊度增大的內(nèi)部EGR量的增大而使填充效率下降。并且，在NE＝NE3的情況下，校正系數(shù)K_gcyl_vt在校正后凸輪相位Cain_comp接近最滯后值Cainrt的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成固定值(值1)，在除此以外的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成校正后凸輪相位Cain_comp越是最超前值Cainad側(cè)的值則越小的值。這是因為，在高轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)，即使在校正后凸輪相位Cain_comp接近最超前值Cainad的區(qū)域內(nèi)，也由于上述進氣的慣性力而難以發(fā)生進氣回吹。
然后，使用以上這樣計算的基本估計進氣量Gcyl_vt_base和校正系數(shù)K_gcyl_vt，根據(jù)下式(1)計算第1估計進氣量Gcyl_vt。
Gcyl_vt＝K_gcyl_vt·Gcyl_vt_base ......(1)并且，在過渡系數(shù)計算部103中，按以下這樣計算過渡系數(shù)Kg。首先，使用由第1估計進氣量計算部101所計算的第1估計進氣量Gcyl_vt以及發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE，根據(jù)下式(2)計算估計流量Gin_vt(單位g/sec)。
Gin_vt＝2·Gcyl_vt·NE/60 ......(2)然后，通過根據(jù)該估計流量Gin_vt檢索圖13所示的表，計算過渡系數(shù)Kg。在該圖中，Gin1、2是Gin1＜Gin2的關(guān)系成立的預定值。該預定值Gin1被設(shè)定為如下的值在Gin_vt≤Gin1的范圍內(nèi)，由于進氣通路12a內(nèi)的空氣流量小，從而因空氣流量傳感器22的分辨率而使第1估計進氣量Gcyl_vt的可靠性超過后述的第2估計進氣量Gcyl_afm的可靠性。并且，預定值Gin2被設(shè)定為如下的值在Gin2≤Gin_vt的范圍內(nèi)，由于進氣通路12a內(nèi)的空氣流量大，從而使第2估計進氣量Gcyl_afm的可靠性超過第1估計進氣量Gcyl_vt的可靠性。而且，在該表中，過渡系數(shù)Kg在Gin_vt≤Gin1的范圍內(nèi)被設(shè)定為值0，在Gin2≤Gin_vt的范圍內(nèi)被設(shè)定為值1，并在Gin1＜Gin_vt＜Gin2的范圍內(nèi)被設(shè)定為在值0和值1之間且估計流量Gin_vt越大則越大的值。
另一方面，在第2估計進氣量計算部102中，根據(jù)空氣流量Gin和發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE，使用下式(3)計算第2估計進氣量Gcyl_afm(單位g)。
Gcyl_afm＝Gin·60/(2·NE) ......(3)在放大要素104、105中，計算將以上這樣計算的第1和第2估計進氣量Gcyl_vt、Gcyl_afm分別放大到(1-Kg)、Kg倍后的值。然后，在加法要素106中，根據(jù)這樣放大后的值，通過下式(4)的加權(quán)平均運算，計算出計算進氣量Gcyl。
Gcyl＝Kg·Gcyl_afm+(1-Kg)·Gcyl_vt ......(4)參照該式(4)可以明白，當Kg＝0時，即在上述的Gin_vt≤Gin1的范圍內(nèi)，為Gcyl＝Gcyl_vt，當Kg＝1時，即在Gin2≤Gin_vt的范圍內(nèi)，為Gcyl＝Gcyl_afm，并且當0＜Kg＜1時，即在Gin1＜Gin_vt＜Gin2的范圍內(nèi)，計算進氣量Gcyl中的第1和第2估計進氣量Gcyl_vt、Gcyl_afm的加權(quán)程度由過渡系數(shù)Kg的值決定。
然后，在放大要素107中，根據(jù)計算進氣量Gcyl，使用下式(5)計算基本燃料噴射量Tcyl_bs。
Tcyl_bs＝Kgt·Gcyl ......(5)這里，Kgt是針對各燃料噴射閥10而預先設(shè)定的換算系數(shù)。
并且，在目標空燃比計算部108(目標空燃比計算單元)中，通過根據(jù)計算進氣量Gcyl和油門開度AP檢索圖14所示的映射圖，計算目標空燃比KCMD。在該映射圖中，目標空燃比KCMD的值被設(shè)定為當量比，并且基本上，為了把催化裝置的排氣凈化性能保持為良好狀態(tài)，被設(shè)定為與理論空燃比(14.5)相當?shù)闹怠?br> 另一方面，空燃比校正系數(shù)計算部109構(gòu)成為具有車載辨識器(未作圖示)的STR(Self Tuning Regulator自校正調(diào)節(jié)器)。在該空燃比校正系數(shù)計算部109中，根據(jù)檢測空燃比KACT和目標空燃比KCMD計算空燃比校正系數(shù)KSTR。具體地說，空燃比校正系數(shù)KSTR是使用下式(6)～(13)所示的控制算法來計算的，并作為當量比換算值來計算的，以使混合氣的空燃比即檢測空燃比KACT收斂于目標空燃比KCMD。另外，在本實施方式中，空燃比校正系數(shù)計算部109相當于空燃比控制參數(shù)計算單元，空燃比校正系數(shù)KSTR相當于空燃比控制參數(shù)和表示空燃比控制狀態(tài)的值。
KSTR(n)＝Lim(kstr(n)) .....(6)kstr(n)=1b0(n){KCMD(n)-r1(n)·KSTR(n-1)-r2(n)·KSTR(n-2)]]>-r3(n)·KSTR(n-3)-s0(n)·KACT(N)}·····(7)]]>θ(n)＝θ(n-1)+KΓ(n)·e_str(n).....(8)e_str(n)＝KACT(n)-θT(n-1)·ζ(n-3) .....(9)KΓ(n)=Γ·ζ(n-3)1+ζT(n-3)·Γ·ζ(n-3)·····(10)]]>θT(n)＝[b0(n)，r1(n)，r2(n)，r3(n)，s0(n)].....(11)ζT(n)＝[KSTR(n)，KSTR(n-1)，KSTR(n-2)，KSTR(n-3)，KACT(n)].....(12)Γ=γ00000γ00000γ00000γ00000γ·····(13)]]>另外，這些式(6)～(13)中的帶有符號(n)的各離散數(shù)據(jù)表示是每一燃燒周期即每當TDC信號連續(xù)產(chǎn)生4次時所采樣或計算的數(shù)據(jù)，符號n表示各離散數(shù)據(jù)的采樣周期的序號。例如，符號n表示本次控制定時中采樣的值，符號n-1表示上次控制定時中采樣的值。另外，在以下說明中，適當省略各離散數(shù)據(jù)中的符號(n)等。
在式(6)中，kstr(n)是空燃比校正系數(shù)的基本值(以下簡稱為“基本值”)，使用式(7)來計算。并且，Lim(kstr(n))表示對基本值kstr(n)實施了限幅處理后的值，具體地說，被計算為把基本值kstr(n)限制在由預定的下限值KSTRmin(例如值0.6)和預定的上限值KSTRmax(例如值1.4)所規(guī)定的范圍內(nèi)的值。即，當kstr(n)＜KSTRmin時，為Lim(kstr(n))＝KSTRmin，當KSTRmin≤kstr(n)≤KSTRmax時，為Lim(kstr(n))＝kstr(n)，當kstr(n)＞KSTRmax時，為Lim(kstr(n))＝KSTRmax。
如上所述，把空燃比校正系數(shù)KSTR計算為對基本值kstr實施了限幅處理后的值的理由是為了避免在基于空燃比校正系數(shù)KSTR的空燃比反饋控制中，由于LAF傳感器24的故障等而使混合氣的空燃比處于過濃狀態(tài)或過稀狀態(tài)，從而使發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE不穩(wěn)定或者發(fā)生發(fā)動機停轉(zhuǎn)。
并且，式(7)按以下那樣來導出。即，把4個氣缸3a中的一個看作以空燃比校正系數(shù)KSTR為輸入并以檢測空燃比KACT為輸出的控制對象，并把該控制對象作為離散時間系模型進行建模，則得到下式(14)。另外，下式(14)的b0、r1、r2、r3、s0是模型參數(shù)。
KACT(n)＝b0·KSTR(n)+r1(n)·KSTR(n-4)+r2(n)·KSTR(n-5)+r3(n)·KSTR(n-6)+s0(n)·KCMD(n)......(14)這里，由于檢測空燃比KACT相對于目標空燃比KCMD的死區(qū)時間被估計為燃燒周期3周左右，因而KCMD(n)＝KACT(n+3)的關(guān)系成立，把該關(guān)系應(yīng)用于式(14)，并把KSTR(n)替換為kstr(n)，從而導出上述式(7)。
并且，式(7)的模型參數(shù)b0、r1、r2、r3、s0的向量θ是使用式(8)～(13)的辨識算法來辨識的。該式(8)的KΓ表示增益系數(shù)的向量，e_str表示辨識誤差。
辨識誤差e_str是使用式(9)～(13)來計算的，式(9)的θT表示θ的轉(zhuǎn)置矩陣，按式(11)那樣來定義。并且，增益系數(shù)的向量KΓ是使用式(10)來計算的。該式(10)的ζ是將該轉(zhuǎn)置矩陣按式(12)那樣來定義的向量，式(10)的Γ是按式(13)那樣來定義的5次方陣。該式(13)的γ是自適應(yīng)增益，被設(shè)定成0＜γ。
另一方面，在總校正系數(shù)計算部110中，通過根據(jù)發(fā)動機水溫TW和進氣溫度TA等的表示運轉(zhuǎn)狀態(tài)的各種參數(shù)檢索未作圖示的映射圖和表，計算各種校正系數(shù)，并通過將這些各種校正系數(shù)相乘，計算總校正系數(shù)KTOTAL。
并且，在乘法要素111中，使用下式(15)計算要求燃料噴射量Tcyl。
Tcyl＝Tcyl_bs·KSTR·KTOTAL ......(15)然后，在燃料附著校正部112中，通過對以上這樣計算出的要求燃料噴射量Tcyl實施預定的燃料附著校正處理，計算燃料噴射量TOUT。
然后，根據(jù)該燃料噴射量TOUT決定燃料噴射閥10的燃料噴射定時和開閥時間，控制燃料噴射閥10。
如上式(5)、(15)所示，在空燃比控制器100中，燃料噴射量TOUT是根據(jù)計算進氣量Gcyl來計算的，如式(4)所示，當Kg＝0時，為Gcyl＝Gcyl_vt，當Kg＝1時，為Gcyl＝Gcyl_afm。這是因為，如上所述，在Gin_vt≤Gin1的范圍內(nèi)，由于第1估計進氣量Gcyl_vt的可靠性超過第2估計進氣量Gcyl_afm的可靠性，因而在這種范圍內(nèi)，通過根據(jù)可靠性更高的第1估計進氣量Gcyl_vt計算燃料噴射量TOUT，從而確保良好的計算精度。并且，這是因為，在Gin2≤Gin_vt的范圍內(nèi)，由于進氣通路12a內(nèi)的空氣流量大而使第2估計進氣量Gcyl_afm的可靠性超過第1估計進氣量Gcyl_vt的可靠性，因而在這種范圍內(nèi)，通過根據(jù)可靠性更高的第2估計進氣量Gcyl_afm計算燃料噴射量TOUT，來確保良好的計算精度。
并且，當0＜Kg＜1時，計算進氣量Gcyl中的第1和第2估計進氣量Gcyl_vt、Gcyl_afm的加權(quán)程度由過渡系數(shù)Kg的值決定。這是因為，由于考慮到以下情況，即當從Gcyl_vt、Gcyl_afm的一方直接切換到另一方時，第1和第2估計進氣量Gcyl_vt、Gcyl_afm的值的差比較大，由此產(chǎn)生扭矩級差，因而對該情況加以避免。即，如上所述，在過渡系數(shù)Kg是0＜Kg＜1的Gin1＜Gin_vt＜Gin2的范圍內(nèi)，由于過渡系數(shù)Kg被設(shè)定成與估計流量Gin_vt成正比的值，因而當估計流量Gin_vt在Gin1和Gin2之間變化時，伴隨于此，過渡系數(shù)Kg逐漸變化，從而使計算進氣量Gcyl從Gcyl_vt、Gcyl_afm的一方側(cè)的值逐漸變化到另一方側(cè)的值。結(jié)果，可避免產(chǎn)生扭矩級差。
下面，對上述的校正后值計算部113進行說明。該校正后值計算部113如下所述通過分別校正氣門升程Liftin和凸輪相位Cain，計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp。在本實施方式中，校正后值計算部113相當于校正單元，校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp相當于校正后的工作狀態(tài)參數(shù)。
如圖15所示，校正后值計算部113具有空燃比指標值計算部114，最小二乘法濾波器115，非線性處理濾波器116、117以及加法要素118、119。首先，在空燃比指標值計算部114中，通過把空燃比校正系數(shù)KSTR除以目標空燃比KCMD，從而計算空燃比指標值KAF(＝KSTR/KCMD)。在本實施方式中，空燃比指標值KAF相當于控制狀態(tài)值和表示空燃比控制狀態(tài)的值。
然后，在最小二乘法濾波器115中，使用下式(16)、(17)所示的固定增益式的逐次型最小二乘法算法來計算空燃比指標值的統(tǒng)計處理值(以下簡稱為“統(tǒng)計處理值”)KAF_LS。
KAF_LS(k)=KAF_LS(k-1)+P_ls1+P_ls·e_ls(k)·····(16)]]>e_ls(k)＝KAF(k)-KAF_LS(k-1) .....(17)在該式(16)中，e_ls是使用式(17)所計算的偏差，P_ls表示預定增益(固定值)。并且，在這些式(16)、(17)中，帶有符號(k)的各離散數(shù)據(jù)表示是與預定的控制周期ΔT(在本實施方式是5msec)同步地采樣(或計算)的數(shù)據(jù)，符號k表示各離散數(shù)據(jù)的采樣周期的序號。例如，符號k表示本次控制定時中所采樣的值，符號k-1表示上次控制定時中所采樣的值。這一點在以下的離散數(shù)據(jù)中也是一樣。另外，在以下說明中，適當省略各離散數(shù)據(jù)中的符號(k)。
并且，在非線性處理濾波器116中，根據(jù)上述統(tǒng)計處理值KAF_LS與預定的上下限值KAF_LSH、KAF_LSL的比較結(jié)果，使用下式(18)～(20)中的任意一方，計算升程校正值Dliftin_comp(工作狀態(tài)參數(shù)的校正量)。另外，式(18)、(20)的Dinc、Ddec全都是正的預定值。
·當KAF_LS(k)≥KAF_LSH時Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)+Dinc ......(18)
·當KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH時Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1) ......(19)·當KAF_LS(k)≤KAF_LSL時Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)-Ddec......(20)然后，在加法要素118中，使用下式(21)計算校正后氣門升程Liftin_comp。
Liftin_comp(k)＝Liftin(k)+Dliftin_comp(k) ......(21)在該校正后值計算部113中，按以上那樣計算校正后氣門升程Liftin_comp和升程校正值Dliftin_comp。這是根據(jù)以下理由。即，當使用上述的可變氣門升程機構(gòu)50和轉(zhuǎn)動角傳感器25來控制氣門升程Liftin時，有時，由于溫度變化或由沖擊等引起的安裝角度的變化而發(fā)生轉(zhuǎn)動角傳感器25的檢測信號的漂移，或者由于調(diào)節(jié)螺栓52a的磨損而使挺桿間隙發(fā)生變化，在該情況下，根據(jù)轉(zhuǎn)動角傳感器25的檢測信號所計算的氣門升程Liftin相對于實際的氣門升程(以下稱為“實際值”)發(fā)生偏差。
在發(fā)生這種氣門升程Liftin相對于實際值的偏差的情況下，在穩(wěn)定的運轉(zhuǎn)狀態(tài)時，例如怠速運轉(zhuǎn)時，如果執(zhí)行基于空燃比校正系數(shù)KSTR的空燃比反饋控制，則由于偏差而使檢測空燃比KACT不收斂于目標空燃比KCMD，而繼續(xù)進行空燃比向稀側(cè)的控制或向濃側(cè)的控制。例如，在氣門升程Liftin表現(xiàn)出比實際值小的值的情況下，實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl大的值，從而使檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏向稀側(cè)。結(jié)果，繼續(xù)進行空燃比向濃側(cè)的控制，空燃比校正系數(shù)KSTR被設(shè)定為比目標空燃比KCMD大的值，從而使空燃比指標值KAF(＝KSTR/KCMD)表現(xiàn)出比值1大的值。與此相反，在氣門升程Liftin表現(xiàn)出比實際值大的值的情況下，空燃比指標值KAF表現(xiàn)出比值1小的值。
在氣門升程Liftin相對于實際值的偏差和空燃比指標值KAF之間具有以上那樣的相關(guān)關(guān)系，在本實施方式中，由于使用根據(jù)校正后氣門升程Liftin_comp所計算的計算進氣量Gcyl來執(zhí)行空燃比控制，因而校正后氣門升程Liftin_comp相對于實際值的偏差被反映在空燃比指標值KAF中。
因此，當KAF_LS(k)≥KAF_LSH時，由于在計算進氣量Gcyl的計算中使用的校正后氣門升程Liftin_comp偏離到比實際值小的一側(cè)，從而執(zhí)行空燃比向濃側(cè)的控制，因而如式(18)所示，通過增大升程校正值Dliftin_comp，可使校正后氣門升程Liftin_comp接近實際的氣門升程(參照后述的圖36)。另一方面，當KAF_LS(k)≤KAF_LSL時，由于校正后氣門升程Liftin_comp偏離到比實際值大的一側(cè)，從而執(zhí)行空燃比向稀側(cè)的控制，因而如式(20)所示，通過減少升程校正值Dliftin_comp，可使校正后氣門升程Liftin_comp接近實際的氣門升程。
并且，當KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH時，升程校正值Dliftin_comp不被更新，而被保持為固定值。這是為了通過把升程校正值Dliftin_comp保持為固定值并停止更新校正后氣門升程Liftin_comp，從而避免校正后氣門升程Liftin_comp的計算處理與空燃比反饋控制相互干涉。并且，上下限值KAF_LSH、KAF_LSL被設(shè)定成如下的值即使由于校正后氣門升程Liftin_comp與實際值之間的偏差減小而把升程校正值Dliftin_comp保持為固定值并停止更新校正后氣門升程Liftin_comp，空燃比控制的控制精度也不下降(例如KAF_LSH＝1.1，KAF_LSL＝0.9)。
另一方面，在上述的非線性處理濾波器117中，根據(jù)上述統(tǒng)計處理值KAF_LS與預定的上下限值KAF_LSH、KAF_LSL的比較結(jié)果，使用下式(22)～(24)中的任意一方來計算相位校正值Dcain_comp(工作狀態(tài)參數(shù)的校正量)。
·當KAF_LS(k)≥KAF_LSH時Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp ......(22)·當KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH時Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1) ......(23)·當KAF_LS(k)≤KAF_LSL時Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp’......(24)上述式(22)、(24)中的Dcomp、Dcomp’是校正項，并根據(jù)凸輪相位Cain與超前側(cè)和滯后側(cè)的預定值Cain_adv、Cain_ret的比較結(jié)果被設(shè)定為以下那樣的值。另外，下述的Dadv、Dret全都是正的預定值。
·當Cain(k)＞Cain_adv時Dcomp＝DadvDcomp’＝-Dret·當Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv時Dcomp＝0Dcomp’＝0·當Cain(k)＜Cain_ret時Dcomp＝-DretDcomp’＝Dadv然后，在加法要素119中，使用下式(25)計算校正后凸輪相位Cain_comp。
Cain_comp(k)＝Cain(k)+Dcain_comp(k) ......(25)在該校正后值計算部113中，按以上那樣計算校正后凸輪相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp。這是根據(jù)以下理由。即，在使用上述的可變凸輪相位機構(gòu)70、曲軸角傳感器20以及凸輪角傳感器26來控制凸輪相位Cain的情況下，具有以下可能性，即由于因2個傳感器20、26的溫度變化等引起的漂移、以及正時鏈條的松弛等，而使根據(jù)2個傳感器20、26的檢測信號計算出的凸輪相位Cain相對于實際的凸輪相位(以下稱為“實際值”)偏離到超前側(cè)或滯后側(cè)。
這樣，在凸輪相位Cain比起實際值偏離到超前側(cè)或滯后側(cè)的情況下，當按上述那樣執(zhí)行空燃比反饋控制時，由于氣門重疊度的變化或者由進氣門4的遲閉引起的回吹量的變化，而使檢測空燃比KACT不收斂于目標空燃比KCMD，而繼續(xù)進行空燃比向稀側(cè)的控制或向濃側(cè)的控制，結(jié)果，空燃比指標值KAF表現(xiàn)出比值1小的值或者比值1大的值。在凸輪相位Cain相對于實際值的偏差和空燃比指標值KAF之間也具有以上那樣的相關(guān)關(guān)系，在本實施方式中，由于使用根據(jù)校正后凸輪相位Cain_comp所計算的計算進氣量Gcyl來執(zhí)行空燃比控制，因而校正后凸輪相位Cain_comp相對于實際值的偏差被反映在空燃比指標值KAF中。
因此，在KAF_LS(k)≥KAF_LSH，正執(zhí)行空燃比向濃側(cè)的控制的情況下，當Cain(k)＞Cain_adv，凸輪相位Cain是超前側(cè)區(qū)域的值時，在計算進氣量Gcyl的計算中使用的校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到滯后側(cè)，從而由于氣門重疊度的減小而使實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl大的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到稀側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更超前側(cè)，因而在式(22)中，把校正項Dcomp設(shè)定為值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更大的值。
而且，在KAF_LS(k)≥KAF_LSH的情況下，當Cain(k)＜Cain_ret，凸輪相位Cain是滯后側(cè)區(qū)域的值時，校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到超前側(cè)，從而由于進氣門4的遲閉程度的減小而使進氣的回吹量減少，并使實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl大的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到稀側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更滯后側(cè)，因而在式(22)中，把校正項Dcomp設(shè)定為值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更小的值。
另一方面，在KAF_LS(k)≤KAF_LSL，正在執(zhí)行空燃比向稀側(cè)的控制的情況下，當Cain(k)＞Cain_adv，凸輪相位Cain是超前側(cè)區(qū)域的值時，校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到超前側(cè)，從而由于氣門重疊度的增大而使實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl小的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到濃側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更滯后側(cè)，因而在式(24)中，把校正項Dcomp’設(shè)定為值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更小的值。
而且，在KAF_LS(k)≤KAF_LSL的情況下，當Cain(k)＜Cain_ret，凸輪相位Cain是滯后側(cè)區(qū)域的值時，校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到滯后側(cè)，從而由于進氣門4的遲閉程度的增大而使進氣的回吹量增大，并使實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl小的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到濃側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更超前側(cè)，因而在式(24)中，把校正項Dcomp’設(shè)定為值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更大的值。
另一方面，當KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH時，以及當Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv時，相位校正值Dcain_comp不被更新，而被保持為固定值。這是為了通過把相位校正值Dcain_comp保持為固定值并停止更新校正后凸輪相位Cain_comp，避免校正后凸輪相位Cain_comp的計算處理與空燃比反饋控制相互干涉。并且，上下限值KAF_LSH、KAF_LSL被設(shè)定成如下這樣的值即使由于校正后凸輪相位Cain_comp與實際值之間的偏離減小而把相位校正值Dcain_comp保持為固定值并停止更新校正后凸輪相位Cain_comp，空燃比控制的控制精度也不下降(例如KAF_LSH＝1.1，KAF_LSL＝0.9)。而且，預定值Cain-adv、Cain_ret也被設(shè)定成如下的值為了避免空燃比控制的控制精度下降，可在吸入空氣量相對于凸輪相位Cain的實際值變化的變化相當小的范圍內(nèi)，停止更新校正后凸輪相位Cain_comp(例如，Cain_adv是相當于凸輪角30°的值，Cain_ret是相當于凸輪角10°的值)。
下面，參照圖16對點火正時控制器130(點火正時決定單元)進行說明。如該圖所示，在該點火正時控制器130中，由于其一部分與上述空燃比控制器100結(jié)構(gòu)相同，因而以下對相同結(jié)構(gòu)附上相同標號，省略其說明。點火正時控制器130如下所述是計算點火正時Iglog的控制器，具有第1和第2估計進氣量計算部101、102，過渡系數(shù)計算部103，放大要素104、105，加法要素106，最大估計進氣量計算部131，除法要素132，基本點火正時計算部133，點火校正值計算部134以及加法要素135。
在最大估計進氣量計算部131中，如下所述，根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和校正后凸輪相位Cain_comp計算最大估計進氣量Gcyl_max。具體地說，首先，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE檢索圖17所示的表，來計算最大估計進氣量的基本值Gcyl_max_base。在該表中，基本值Gcyl_max_base在低中轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高則越大的值，在高轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高則越小的值，并且當是中轉(zhuǎn)速區(qū)域的預定值時，被設(shè)定成表現(xiàn)出其最大值。這是因為從運轉(zhuǎn)性的觀點出發(fā)，進氣系統(tǒng)構(gòu)成為在中轉(zhuǎn)速區(qū)域的預定值時填充效率最高。
并且，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和校正后凸輪相位Cain_comp檢索圖18所示的映射圖，計算校正系數(shù)K_gcyl_max。在該映射圖中，校正系數(shù)K_cyl_max在NE＝NE1或NE2的情況下，在校正后凸輪相位Cain_comp接近最滯后值Cainrt的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成越接近最滯后值Cainrt則越小的值，在除此以外的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成校正后凸輪相位Cain_comp越是最超前值Cainad側(cè)的值則越小的值。而且，在NE＝NE3的情況下，校正系數(shù)K_gcyl_max在校正后凸輪相位Cain_comp接近最滯后值Cainrt的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成固定值(值1)，在除此以外的區(qū)域內(nèi)，被設(shè)定成校正后凸輪相位Cain_comp越是最超前值Cainad側(cè)的值則越小的值。這樣設(shè)定校正系數(shù)K_gcyl_max的理由與在上述的校正系數(shù)K_gcyl_vt的計算中使用的圖12的映射圖的說明中所述的理由相同。
然后，使用以上這樣計算的最大估計進氣量的基本值Gcyl_max_base和校正系數(shù)K_gcyl_max，根據(jù)下式(26)計算最大估計進氣量Gcyl_max。
Gcyl_max＝K_gcyl_max·Gcyl_max_base......(26)另一方面，在除法要素132中，使用下式(27)計算歸一化進氣量Kgcyl。
Kgcyl＝Gcyl/Gcyl_max ......(27)然后，在基本點火正時計算部133中，如下所述，通過根據(jù)歸一化進氣量Kgcyl、發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE以及校正后凸輪相位Cain_comp檢索基本點火正時映射圖，計算基本點火正時Iglog_map。在該情況下，作為基本點火正時映射圖，由以下構(gòu)成，即圖19所示的Cain_comp＝Cainrt用的映射圖，圖20所示的Cain_comp＝Cainad用的映射圖，以及當校正后凸輪相位Cain_comp處于最滯后值Cainrt和最超前值Cainad之間時與多個階段的校正后凸輪相位Cain_comp的值分別對應(yīng)地設(shè)定的多個映射圖(未作圖示)。
在以上的基本點火正時映射圖的檢索中，根據(jù)歸一化進氣量Kgcyl、發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE以及校正后凸輪相位Cain_comp選擇多個值，并通過該多個選擇值的插值運算，計算基本點火正時Iglog_map。
如上所述，在基本點火正時計算部133中，使用規(guī)一化進氣量Kgcyl作為用于設(shè)定基本點火正時映射圖的映射值的參數(shù)，其理由如下。即，如以往那樣，在取代歸一化進氣量Kgcyl而以計算進氣量Gcyl作為參數(shù)設(shè)定基本點火正時映射圖的映射值的情況下，計算進氣量Gcyl的最大設(shè)定值互不相同，并且在計算進氣量Gcyl大的區(qū)域，即開始發(fā)生爆震的高負荷區(qū)域內(nèi)的映射值的設(shè)定數(shù)對于每一個發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE都不同，結(jié)果，設(shè)定數(shù)據(jù)量增大。這是因為，由于氣缸3a中的進氣填充效率根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE而變化，開始發(fā)生爆震的高負荷區(qū)域內(nèi)的吸入空氣量的最大值也根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE而變化。
相比之下，在基本點火正時計算部133的基本點火正時映射圖中，由于使用歸一化進氣量Kgcyl作為參數(shù)而取代計算進氣量Gcyl，因而如圖19、20所示可知，即使在開始發(fā)生爆震的高負荷區(qū)域，即Kgcyl處于包含值1在內(nèi)的值1附近的區(qū)域內(nèi)，也能在發(fā)動機轉(zhuǎn)速的各設(shè)定值NE1～NE3之間，把映射值的數(shù)目設(shè)定成相同數(shù)，由此，與上述以往的情況相比可減少設(shè)定數(shù)據(jù)量。即，這是因為，如本實施方式那樣，通過使用歸一化進氣量Kgcyl作為參數(shù)而取代計算進氣量Gcyl，可減少ECU 2的ROM的存儲容量，相應(yīng)地可削減制造成本。
并且，在上述的點火校正值計算部134中，通過根據(jù)進氣溫度TA、發(fā)動機水溫TW以及目標空燃比KCMD等檢索未作圖示的映射圖和表，從而計算各種校正值，根據(jù)這些各種校正值，計算點火校正值Diglog。
然后，在加法要素135中，使用下式(28)計算點火正時Iglog。
Iglog＝Iglog_map+Diglog ......(28)然后，把火花塞11控制成按照與該點火正時Iglog對應(yīng)的放電定時進行放電。
以下，參照圖21對由ECU 2執(zhí)行的空燃比校正系數(shù)KSTR的計算處理進行說明。本處理相當于上述的空燃比校正系數(shù)計算部109中的計算處理，每一燃燒周期即每當TDC信號連續(xù)產(chǎn)生4次時執(zhí)行。
首先，在步驟1(圖中簡稱為“S1”。下同)，判別執(zhí)行條件標志F_AFFBOK是否是“1”。該執(zhí)行條件標志F_AFFBOK表示空燃比反饋控制的執(zhí)行條件是否成立，在未作圖示的處理中，當以下的(c1)～(c4)的執(zhí)行條件全都成立時，被設(shè)定為“1”，當(c1)～(c4)的執(zhí)行條件中的至少一方不成立時，被設(shè)定為“0”。
(c1)LAF傳感器正在激活。
(c2)發(fā)動機3不是稀燃運轉(zhuǎn)中而且也不是燃油切斷運轉(zhuǎn)中。
(c3)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和油門開度AP全都是預定范圍內(nèi)的值。
(c4)不是點火正時的滯后控制中。
當步驟1的判別結(jié)果是“是”，空燃比反饋控制的執(zhí)行條件成立時，進到步驟2，使用上述式(7)～(13)的控制算法計算基本值kstr。
然后，通過對在步驟2中計算出的基本值kstr實施以下步驟3～7的限幅處理，從而計算空燃比校正系數(shù)KSTR。該限幅處理相當于上述式(6)。即，在步驟3中判別基本值kstr是否小于下限值KSTRmin。當該判別結(jié)果是“是”，即kstr＜KSTRmin時，進到步驟4，把空燃比校正系數(shù)KSTR設(shè)定為下限值KSTRmin，并存儲在RAM內(nèi)。
另一方面，當步驟3的判別結(jié)果是“否”時，進到步驟5，判別基本值kstr是否大于上限值KSTRmax。當該判別結(jié)果是“否”，即KSTRmin≤kstr≤KSTRmax時，進到步驟6，把空燃比校正系數(shù)KSTR設(shè)定為基本值kstr，并存儲在RAM內(nèi)。
另一方面，當步驟5的判別結(jié)果是“是”，即KSTRmax＜kstr時，進到步驟7，把空燃比校正系數(shù)KSTR設(shè)定為上限值KSTRmax，并存儲在RAM內(nèi)。
在繼以上的步驟4、6或7之后的步驟8中，為了表示使用上述式(6)～(13)的控制算法計算出了空燃比校正系數(shù)KSTR，即正在執(zhí)行空燃比反饋控制，而把反饋控制中標志F_AFFB設(shè)定為“1”，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟1的判別結(jié)果是“否”，即空燃比反饋控制的執(zhí)行條件不成立時，進到步驟9，把空燃比校正系數(shù)KSTR設(shè)定為目標空燃比KCMD。然后，在步驟10中，為了表示空燃比反饋控制不在執(zhí)行中，把反饋控制中標志F_AFFB設(shè)定為“0”，之后結(jié)束本處理。
以下，參照圖22對由ECU 2執(zhí)行的空燃比控制處理進行說明。本處理是針對各燃料噴射閥10計算燃料噴射量TOUT的處理，相當于上述空燃比控制器100的計算處理，與TDC信號的產(chǎn)生定時同步地執(zhí)行。
首先，在步驟20中，計算基本燃料噴射量Tcyl_bs。該基本燃料噴射量Tcyl_bs的計算處理具體地說，如圖23所示執(zhí)行。即，首先，在步驟30中，使用上述式(3)計算第2估計進氣量Gcyl_afm。
然后，在步驟31中，使用上述方法計算第1估計進氣量Gcyl_vt。即，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和校正后氣門升程Liftin_comp檢索圖11所示的映射圖，計算基本估計進氣量Gcyl_vt_base，并根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和校正后凸輪相位Cain_comp檢索圖12所示的映射圖，由此計算校正系數(shù)K_gcyl_vt。然后，根據(jù)這些值Gcyl_vt_base和K_gcyl_vt，使用上述式(1)計算第1估計進氣量Gcyl_vt。
然后，在步驟32中，使用上述式(2)計算估計流量Gin_vt。之后，進到步驟33，判別可變機構(gòu)故障標志F_VDNG是否是“1”。
在未作圖示的故障判定處理中，判定為可變氣門升程機構(gòu)50和可變凸輪相位機構(gòu)70中的至少一方發(fā)生故障時，該可變機構(gòu)故障標志F_VDNG被設(shè)定為“1”，當判定為全都是正常時被設(shè)定為“0”。另外，在以下說明中，把可變氣門升程機構(gòu)50和可變凸輪相位機構(gòu)70統(tǒng)稱為“2個可變機構(gòu)”。
當步驟33的判別結(jié)果是“否”，即2個可變機構(gòu)全都是正常時，進到步驟34，判別空氣流量傳感器故障標志F_AFMNG是否是“1”。在未作圖示的故障判定處理中，判定為空氣流量傳感器22發(fā)生故障時該空氣流量傳感器故障標志F_AFMNG被設(shè)定為“1”，當判定為是正常時被設(shè)定為“0”。
當步驟34的判別結(jié)果是“否”，即空氣流量傳感器22是正常時，進到步驟35，如上所述，通過根據(jù)估計流量Gin_vt檢索圖13所示的表，計算過渡系數(shù)Kg。
另一方面，當步驟34的判別結(jié)果是“是”，即空氣流量傳感器22發(fā)生故障時，進到步驟36，把過渡系數(shù)Kg設(shè)定為值0。
在繼步驟35或36之后的步驟37中，使用上述式(4)計算出計算進氣量Gcyl。然后，在步驟38中，把基本燃料噴射量Tcyl_bs設(shè)定為換算系數(shù)與計算進氣量的積Kgt·Gcyl，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟33的判別結(jié)果是“是”，即判定為2個可變機構(gòu)中的至少一方發(fā)生故障時，進到步驟39，把計算進氣量Gcyl設(shè)定為上述預定的故障時用值Gcyl_fs。然后，執(zhí)行上述步驟38，之后結(jié)束本處理。
回到圖22，在步驟20中，如上所述計算基本燃料噴射量Tcyl_bs，之后進到步驟21，計算總校正系數(shù)KTOTAL。具體地說，如上所述，通過根據(jù)各種運轉(zhuǎn)參數(shù)(例如進氣溫度TA、大氣壓PA、發(fā)動機水溫TW、油門開度AP等)檢索各種表和映射圖，計算各種校正系數(shù)，并將這些各種校正系數(shù)相乘，從而計算出總校正系數(shù)KTOTAL。
然后，進到步驟22，如上所述，通過根據(jù)油門開度AP和計算進氣量Gcyl檢索圖14所示的映射圖，計算目標空燃比KCMD，并存儲在RAM內(nèi)。
然后，進到步驟23，讀入存儲在RAM內(nèi)的空燃比校正系數(shù)KSTR的值。即，對空燃比校正系數(shù)KSTR進行采樣。
然后，進到步驟24，使用上述式(15)計算要求燃料噴射量Tcyl。之后，在步驟25中，如上所述，通過對要求燃料噴射量Tcyl實施預定的燃料附著校正處理，計算燃料噴射量TOUT。之后，結(jié)束本處理。通過以上，根據(jù)該燃料噴射量TOUT決定燃料噴射閥10的燃料噴射定時和開閥時間，控制燃料噴射閥10。結(jié)果，混合氣的空燃比即檢測空燃比KACT被反饋控制成收斂于目標空燃比KCMD。
下面，參照圖24對由ECU 2執(zhí)行的點火正時控制處理進行說明。本處理是如下所述計算點火正時Iglog的處理，相當于上述點火正時控制器130的計算處理，與TDC信號的產(chǎn)生定時同步，繼上述的空燃比控制處理之后執(zhí)行。
在該處理中，首先，在步驟50中，判別上述的可變機構(gòu)故障標志F_VDNG是否是“1”。當該判別結(jié)果是“否”，即2個可變機構(gòu)全都是正常時，進到步驟51，判別發(fā)動機起動標志F_ENGSTART是否是“1”。
該發(fā)動機起動標志F_ENGSTART是通過在未作圖示的判定處理中，根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和IG·SW 28的接通/斷開信號，判定是否是在發(fā)動機起動控制中即反沖起動(cranking)中來設(shè)定的，具體地說，當是發(fā)動機起動控制中時被設(shè)定為“1”，當是除此以外時被設(shè)定為“0”。
當步驟51的判別結(jié)果是“是”，即是發(fā)動機起動控制中時，進到步驟52，把點火正時Iglog設(shè)定為預定的起動時用值Ig_crk(例如BTDC10°)，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟51的判別結(jié)果是“否”，即不是發(fā)動機起動控制中時，進到步驟53，判別油門開度AP是否小于預定值A(chǔ)PREF。該預定值A(chǔ)PREF是用于判別未踩下油門踏板的值，被設(shè)定成可判別為未踩下油門踏板的值(例如1°)。
當該判別結(jié)果是“是”，即未踩下油門踏板時，進到步驟54，判別催化劑暖機控制的執(zhí)行時間Tcat(從發(fā)動機3的起動結(jié)束后起的經(jīng)過時間的計時值)是否小于預定值Tcatlmt(例如30sec)。該催化劑暖機控制是用于在發(fā)動機起動后迅速激活設(shè)置在排氣管13內(nèi)的催化劑裝置內(nèi)的催化劑的控制。當該判別結(jié)果是“是”，即Tcat＜Tcatlmt時，應(yīng)執(zhí)行催化劑暖機控制，進到步驟55，計算催化劑暖機用值Ig_ast。該催化劑暖機用值Ig_ast具體地說是使用下式(29)～(31)的響應(yīng)指定型控制算法(滑?？刂扑惴ɑ蚍聪虿竭M(back-stepping)控制算法)來計算的。
Ig_ast=Ig_ast_base-Krch·σ(m)-Kadp·Σi=0mσ(i)·····(29)]]>σ(m)＝Enast(m)+pole·Enast(m-1).....(30)Enast(m)＝NE(m)-NE_ast .....(31)這些式(29)～(31)中的帶有符號(m)的各離散數(shù)據(jù)表示是與預定的控制周期(在本實施方式是TDC信號的產(chǎn)生周期)同步地采樣(或計算)的數(shù)據(jù)，符號m表示各離散數(shù)據(jù)的采樣周期的序號。另外，在以下說明中，適當省略各離散數(shù)據(jù)中的符號(m)等。
在上述式(29)中，Ig_ast_base表示預定的催化劑暖機用的基準點火正時(例如BTDC 5°)，Krch、Kadp表示預定的反饋增益。并且，σ是按式(30)所定義的切換函數(shù)。在該式(30)中，pole是被設(shè)定成使-1＜pole＜0的關(guān)系成立的響應(yīng)指定參數(shù)，Enast是使用式(31)所計算的跟隨誤差。在式(31)中，NE_ast是預定的催化劑暖機用的目標轉(zhuǎn)速(例如1800rpm)。使用以上的控制算法把催化劑暖機用值Ig_ast計算為使發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE收斂于上述催化劑暖機用的目標轉(zhuǎn)速NE_ast的值。
然后，進到步驟56，把點火正時Iglog設(shè)定為上述催化劑暖機用值Ig_ast，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟53或54的判別結(jié)果是“否”時，即Tcat≥Tcatlmt時，或者當踩下了油門踏板時，進到步驟57，執(zhí)行通常點火正時控制處理。
該通常點火正時控制處理具體地說如圖25所示執(zhí)行。首先，在步驟70中，使用上述方法計算最大估計進氣量Gcyl_max。即，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE檢索圖17所示的表，計算最大估計進氣量的基本值Gcyl_max_base，并通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和校正后凸輪相位Cain_comp檢索圖18所示的映射圖，來計算校正系數(shù)K_gcyl_max。然后，根據(jù)以上計算出的2個值Gcyl_max_base和K_gcyl_max，使用上述式(26)計算最大估計進氣量Gcyl_max。
然后，在步驟71中，使用上述式(27)計算歸一化進氣量Kgcyl。之后，在步驟72中，使用上述方法計算基本點火正時Iglog_map。即，根據(jù)歸一化進氣量Kgcyl、發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE以及校正后凸輪相位Cain_comp檢索圖19、20等的基本點火正時映射圖，選擇多個值，并通過該多個選擇值的插值運算，計算基本點火正時Iglog_map。
然后，在步驟73中，使用上述方法計算點火校正值Diglog。即，通過根據(jù)進氣溫度TA、發(fā)動機水溫TW以及目標空燃比KCMD等檢索未作圖示的映射圖和表，來計算各種校正值，根據(jù)這些各種校正值計算點火校正值Diglog。然后，在步驟74中，使用上述式(28)計算點火正時Iglog，之后結(jié)束本處理。
回到圖24，在步驟57中，如上所述執(zhí)行通常點火正時控制處理，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟50的判別結(jié)果是“是”，即2個可變機構(gòu)中的至少一方發(fā)生故障時，進到步驟58，計算故障時用值Ig_fs。該故障時用值Ig_fs具體地說是使用下式(32)～(34)的響應(yīng)指定型控制算法(滑?？刂扑惴ɑ蚍聪虿竭M控制算法)來計算的。
Ig_fs=Ig_fs_base-Krch#·σ#(m)-Kadp#·Σi=0mσ#(i)·····(32)]]>σ#(m)＝Enfs(m)+pole#·Enfs(m-1) .....(33)Enfs(m)＝NE(m)-NE_fs .....(34)在上述式(32)中，Ig_fs_base表示預定的故障時用的基準點火正時(例如TDC±0°)，Krch#、Kadp#表示預定的反饋增益。并且，σ#是按式(33)所定義的切換函數(shù)。在該式(33)中，pole#是被設(shè)定成使-1＜pole#＜0的關(guān)系成立的響應(yīng)指定參數(shù)，Enfs是使用式(34)所計算的跟隨誤差。在式(34)中，NE_fs是預定的故障時目標轉(zhuǎn)速(例如2000rpm)。使用以上的控制算法把故障時用值Ig_fs計算為使發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE收斂于上述故障時目標轉(zhuǎn)速NE_fs的值。
然后，進到步驟59，把點火正時Iglog設(shè)定為上述故障時用值Ig_fs，之后結(jié)束本處理。
下面，參照圖26對由ECU 2執(zhí)行的校正后值計算處理進行說明。本處理如下所述是計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的處理，相當于上述的校正后值計算部113的計算處理，與預定的控制周期ΔT(在本實施方式是5msec)同步地執(zhí)行。
首先，在步驟80中，判別上述的反饋控制中標志F_AFFB是否是“1”。當該判別結(jié)果是“否”，即空燃比反饋控制不是執(zhí)行中時，直接結(jié)束本處理。另一方面，當該判別結(jié)果是“是”，即空燃比反饋控制是執(zhí)行中時，進到步驟81，通過把存儲在RAM內(nèi)的空燃比校正系數(shù)KSTR的值除以存儲在RAM內(nèi)的目標空燃比KCMD的值，計算空燃比指標值KAF。
然后，進到步驟82，使用上述式(16)、(17)的逐次型最小二乘法算法計算空燃比指標值的統(tǒng)計處理值KAF_LS。
然后，在步驟83中，判別發(fā)動機水溫TW是否高于預定水溫TWREF(例如85℃)。當該判別結(jié)果是“否”，即發(fā)動機3的暖機未完成時，結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟83的判別結(jié)果是“是”，即發(fā)動機3的暖機完成時，進到步驟84，判別怠速運轉(zhuǎn)標志F_IDLE是否是“1”。該怠速運轉(zhuǎn)標志F_IDLE當是怠速運轉(zhuǎn)中時被設(shè)定為“1”，當是除此以外時被設(shè)定為“0”。
當該判別結(jié)果是“是”，即是怠速運轉(zhuǎn)中時，進到步驟85，判別怠速運轉(zhuǎn)的執(zhí)行時間Tidel是否大于等于預定值TREF。當該判別結(jié)果是“是”時，進到步驟86，判別轉(zhuǎn)速偏差DNE是否小于預定值DNEREF(例如20rpm)。該轉(zhuǎn)速偏差DNE被計算為怠速運轉(zhuǎn)用的目標轉(zhuǎn)速NE_cmd與發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE之間的偏差的絕對值。
當步驟86的判別結(jié)果是“是”時，校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的計算條件成立，進到后述的步驟89。另一方面，當步驟85或86的判別結(jié)果是“否”時，結(jié)束本處理。通過這些步驟85、86的判別，在由于從高速運轉(zhuǎn)狀態(tài)開始減速而開始向怠速運轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)移時，或者在怠速運轉(zhuǎn)中緊接著駕駛員空踩油門后，在直到發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)穩(wěn)定下來的期間，避免計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp，并在運轉(zhuǎn)狀態(tài)穩(wěn)定之后，執(zhí)行計算。
另一方面，當步驟84的判別結(jié)果是“否”，即不是怠速運轉(zhuǎn)中時，進到步驟87，判別油門偏差標志F_DAP是否是“1”。該油門偏差標志F_DAP是表示油門開度AP是否處于穩(wěn)定狀態(tài)的標志，具體地說，當油門開度的本次值A(chǔ)P(k)與上次值A(chǔ)P(k-1)之間的偏差的絕對值小于等于預定值的狀態(tài)持續(xù)了預定時間以上時被設(shè)定為“1”，當是除此以外時被設(shè)定為“0”。
當步驟87的判別結(jié)果是“是”，即油門開度AP處于不變動而是穩(wěn)定的狀態(tài)時，進到步驟88，判別轉(zhuǎn)速偏差標志F_DNE是否是“1”。該轉(zhuǎn)速偏差標志F_DNE是表示發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE是否處于穩(wěn)定狀態(tài)的標志，具體地說，當發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE的本次值NE(k)與上次值NE(k-1)之間的偏差的絕對值小于等于預定值的狀態(tài)持續(xù)了預定時間以上時被設(shè)定為“1”，當是除此以外時被設(shè)定為“0”。
當步驟88的判別結(jié)果是“是”，即發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE處于不變動而是穩(wěn)定的狀態(tài)時，校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的計算條件成立，進到后述的步驟89。另一方面，當步驟87或88的判別結(jié)果是“否”時，結(jié)束本處理。通過這些步驟87、88的判別，在直到油門開度AP和發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE穩(wěn)定的期間，即，在直到發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)穩(wěn)定的期間，避免計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp，并在運轉(zhuǎn)狀態(tài)穩(wěn)定之后，執(zhí)行計算。
在繼步驟86或88之后的步驟89中，使用上述的計算方法計算升程校正值Dliftin_comp。即，如圖27所示，首先，在步驟100中，判別統(tǒng)計處理值KAF_LS是否小于等于下限值KAF_LSL。
當該判別結(jié)果是“是”，即KAF_LS≤KAF_LSL時，在步驟101中，把升程校正值的本次值Dliftin_comp(k)設(shè)定為從上次值Dliftin_comp(k-1)中減去預定值Ddec后的值，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟100的判別結(jié)果是“否”時，進到步驟102，判別統(tǒng)計處理值KAF_LS是否小于上限值KAF_LSH。當該判別結(jié)果是“是”，即KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH時，在步驟103中，把升程校正值的本次值Dliftin_comp(k)設(shè)定為上次值Dliftin_comp(k-1)，之后結(jié)束本處理。即，升程校正值Dliftin_comp不被更新，而被保持為固定值。
另一方面，當步驟102的判別結(jié)果是“否”，即KAF_LSH≤KAF_LS時，在步驟104中，把升程校正值的本次值Dliftin_comp(k)設(shè)定為上次值Dliftin_comp(k-1)與預定值Dinc之和，之后結(jié)束本處理。
回到圖26，在步驟89中，按以上那樣計算升程校正值Dliftin_comp，之后進到步驟90，使用上述式(21)計算校正后氣門升程Liftin_comp。
然后，在步驟91中，使用上述的計算方法計算相位校正值Dcain_comp。即，如圖28所示，首先，在步驟110中，判別凸輪相位Cain是否小于滯后側(cè)的預定值Cain_ret。當該判別結(jié)果是“是”，即凸輪相位Cain是滯后側(cè)區(qū)域的值時，進到步驟111，把校正項Dcomp設(shè)定為值-Dret，并把校正項Dcomp’設(shè)定為值Dadv。
另一方面，當步驟110的判別結(jié)果是“否”時，進到步驟112，判別凸輪相位Cain是否小于等于超前側(cè)的預定值Cain_adv。當該判別結(jié)果是“是”，即Cain_ret≤Cain≤Cain_adv時，進到步驟113，把2個校正項Dcomp、Dcomp’全都設(shè)定為值0。
另一方面，當步驟112的判別結(jié)果是“否”，即凸輪相位Cain是超前側(cè)區(qū)域的值時，進到步驟114，把校正項Dcomp設(shè)定為值-Dret，并把校正項Dcomp’設(shè)定為值Dadv。
在繼以上的步驟111、113或114之后的步驟115中，判別統(tǒng)計處理值KAF_LS是否小于等于下限值KAF_LSL。
當該判別結(jié)果是“是”，即KAF_LS≤KAF_LSL時，在步驟116中，把相位校正值的本次值Dcain_comp(k)設(shè)定為上次值Dcain_comp(k-1)與校正項Dcomp’之和，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟115的判別結(jié)果是“否”時，進到步驟117，判別統(tǒng)計處理值KAF_LS是否小于上限值KAF_LSH。當該判別結(jié)果是“是”，即KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH時，在步驟118中，把相位校正值的本次值Dcain_comp(k)設(shè)定為上次值Dcain_comp(k-1)，之后結(jié)束本處理。即，相位校正值Dcain_comp不被更新，而被保持為固定值。
另一方面，當步驟117的判別結(jié)果是“否”，即KAF_LSH≤KAF_LS時，在步驟119中，把相位校正值的本次值Dcain_comp(k)設(shè)定為上次值Dcain_comp(k-1)與校正項Dcomp之和，之后結(jié)束本處理。
回到圖26，在步驟91中，按以上那樣計算相位校正值Dcain_comp，之后進到步驟92，使用上述式(25)計算校正后凸輪相位Cain_comp。之后結(jié)束本處理。
如上所述，在該校正后值計算處理中，當步驟83～86的判別結(jié)果全都是“是”時，或者當步驟84的判別結(jié)果是“否”、而且步驟87、88的判別結(jié)果全都是“是”時，執(zhí)行校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的計算。即，在發(fā)動機3的暖機結(jié)束后，在怠速運轉(zhuǎn)中，當發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)穩(wěn)定時，或者在怠速運轉(zhuǎn)以外，當油門開度AP和發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE的變動量小并處于穩(wěn)定的運轉(zhuǎn)狀態(tài)時，計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp，因而可確保良好的計算精度。
以下，參照圖29對由ECU 2執(zhí)行的可變機構(gòu)控制處理進行說明。本處理是計算用于分別控制2個可變機構(gòu)的2個控制輸入U_Liftin和U_Cain的處理，是按照上述預定的控制周期ΔT，繼上述的校正后值計算處理之后來執(zhí)行。
在該處理中，首先，在步驟130中，判別上述可變機構(gòu)故障標志F_VDNG是否是“1”。當該判別結(jié)果是“否”，即2個可變機構(gòu)全都是正常時，進到步驟131，判別上述發(fā)動機起動標志F_ENGSTART是否是“1”。
當該判別結(jié)果是“是”，即是發(fā)動機起動控制中時，進到步驟132，通過根據(jù)發(fā)動機水溫TW檢索圖30所示的表，來計算目標氣門升程Liftin_cmd。
在該表中，目標氣門升程Liftin_cmd在發(fā)動機水溫TW高于預定值TWREF1的范圍內(nèi)，被設(shè)定為發(fā)動機水溫TW越低則越大的值，并且在TW≤TWREF1的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預定值Liftinref。這是因為，由于在發(fā)動機水溫TW低的情況下，可變氣門升程機構(gòu)50的摩擦增大，因而對此進行補償。
然后，在步驟133中，通過根據(jù)發(fā)動機水溫TW檢索圖31所示的表，來計算目標凸輪相位Cain_cmd。
在該表中，目標凸輪相位Cain_cmd在發(fā)動機水溫TW高于預定值TWREF 2的范圍內(nèi)，被設(shè)定為發(fā)動機水溫TW越低則越是滯后側(cè)的值，并且在TW≤TWREF 2的范圍內(nèi)，被設(shè)定為預定值Cainref。這是為了在發(fā)動機水溫TW低的情況下，與發(fā)動機水溫TW高的情況相比把凸輪相位Cain控制到更靠滯后側(cè)，減小氣門重疊度，從而使進氣流速上升，實現(xiàn)燃燒的穩(wěn)定化。
然后，進到步驟134，使用下式(35)～(38)所示的目標值濾波型2自由度滑模控制算法計算升程控制輸入U_Liftin。
U_Liftin=-Krch_lf·σ_lf(k)-Kadp_lf·Σi=0kσ_lf(i)·····(35)]]>σ_lf(k)＝E_lf(k)+pole_lf·E_lf(k-1).....(36)E_lf(k)＝Liftin_comp(k)-Liftin_cmd_f(k) .....(37)Liftin_cmd_f(k)＝-pole_f_lf·Liftin_cmd_f(k-1)+(1+pole_f_lf)·Liftin_cmd(k) .....(38)在該式(35)中，Krch_lf表示預定的趨近律增益，Kadp_lf表示預定的自適應(yīng)律增益，而且，σ_lf是按式(36)所定義的切換函數(shù)。在該式(36)中，pole_lf是被設(shè)定成使-1＜pole_lf＜0的關(guān)系成立的響應(yīng)指定參數(shù)，E_lf是使用式(37)所計算的跟隨誤差。在該式(37)中，Liftin_cmd_f是目標氣門升程的濾波值，是使用式(38)所示的一次延遲濾波算法來計算的。在該式(38)中，pole_f_lf是被設(shè)定成使-1＜pole_f_lf＜0的關(guān)系成立的目標值濾波設(shè)定參數(shù)。
然后，進到步驟135，通過下式(39)～(42)所示的目標值濾波型2自由度滑?？刂扑惴ㄓ嬎阆辔豢刂戚斎險_Cain。
U_Cain=-Krch_ca·σ_ca(k)-Kadp_ca·Σi=0kσ_ca(i)·····(39)]]>σ_ca(k)＝E_ca(k)+pole_ca·E_ca(k-1) .....(40)E_ca(k)＝Cain_comp(k)-Cain_cmd_f(k) .....(41)Cain_cmd_f(k)＝-pole_f_ca·Cain_cmd_f(k-1)+(1+pole_f_ca)·Cain_cmd(k).....(42)在該式(39)中，Krch_ca表示預定的趨近律增益，Kadp_ca表示預定的自適應(yīng)律增益，而且，σ_ca是按式(40)所定義的切換函數(shù)。在該式(40)中，pole_ca是被設(shè)定成使-1＜pole_ca＜0的關(guān)系成立的響應(yīng)指定參數(shù)，E_ca是使用式(41)所計算的跟隨誤差。在該式(41)中，Cain_cmd_f是目標凸輪相位的濾波值，是使用式(42)所示的一次延遲濾波算法來計算的。在該式(42)中，pole_f_ca是被設(shè)定成使-1＜pole_f_ca＜0的關(guān)系成立的目標值濾波設(shè)定參數(shù)。
在步驟135中，按以上那樣計算相位控制輸入U_Cain，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟131的判別結(jié)果是“否”，即不是發(fā)動機起動控制中時，進到步驟136，判別油門開度AP是否小于預定值A(chǔ)PREF。當該判別結(jié)果是“是”，即未踩下油門踏板時，進到步驟137，判別催化劑暖機控制的執(zhí)行時間Tcat是否小于預定值Tcatlmt。
當該判別結(jié)果是“是”，即Tcat＜Tcatlmt時，應(yīng)執(zhí)行催化劑暖機控制，進到步驟138，通過根據(jù)催化劑暖機控制的執(zhí)行時間Tcat和發(fā)動機水溫TW檢索圖32所示的映射圖，來計算目標氣門升程Liftin_cmd。在該圖中，TW1～TW3表示TW1＜TW2＜TW3的關(guān)系成立的發(fā)動機水溫TW的預定值，這一點在以下說明中也是一樣。
在該映射圖中，目標氣門升程Liftin_cmd被設(shè)定為發(fā)動機水溫TW越低則越大的值。這是因為，由于發(fā)動機水溫TW越低，催化劑活化所需要的時間就越長，因而通過增大排氣容積，縮短催化劑活化所需要的時間。除此以外，在該映射圖中，目標氣門升程Liftin_cmd在催化劑暖機控制的執(zhí)行時間Tcat短的期間，被設(shè)定為執(zhí)行時間Tcat越長則越大的值，在執(zhí)行時間Tcat經(jīng)過了一定程度之后，被設(shè)定為執(zhí)行時間Tcat越長則越小的值。這是為了避免在隨著執(zhí)行時間Tcat的經(jīng)過，發(fā)動機3的暖機進行，從而摩擦下降的情況下，如果不減少吸入空氣量，則為使發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE維持在目標值，點火正時處于被過度滯后控制的狀態(tài)，燃燒狀態(tài)變得不穩(wěn)定。
然后，在步驟139中，通過根據(jù)催化劑暖機控制的執(zhí)行時間Tcat和發(fā)動機水溫TW檢索圖33所示的映射圖，計算目標凸輪相位Cain_cmd。
在該映射圖中，目標凸輪相位Cain_cmd被設(shè)定為發(fā)動機水溫TW越低則越是超前側(cè)的值。這是因為，由于發(fā)動機水溫TW越低，如上所述催化劑活化所需要的時間就越長，因而通過減少泵氣損失(pumping loss)，并增大吸入空氣量，縮短催化劑活化所需要的時間。除此以外，在該映射圖中，目標凸輪相位Cain_cmd在催化劑暖機控制的執(zhí)行時間Tcat短的期間，被設(shè)定為執(zhí)行時間Tcat越長則越是滯后側(cè)的值，在執(zhí)行時間Tcat經(jīng)過一定程度之后，被設(shè)定為執(zhí)行時間Tcat越長則越是超前側(cè)的值。這是根據(jù)與在圖32的說明中所述相同的理由。
然后，如上所述，執(zhí)行步驟134和135，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟136或137的判別結(jié)果是“否”時，即Tcat≥Tcatlmt時，或者當踩下了油門踏板時，進到步驟140，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和油門開度AP檢索圖34所示的映射圖，計算目標氣門升程Liftin_cmd。在該圖中，AP1～AP3表示AP1＜AP2＜AP3的關(guān)系成立的油門開度AP的預定值，這一點在以下的說明中也是一樣。
在該映射圖中，目標氣門升程Liftin_cmd被設(shè)定為發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高、或者油門開度AP越大則越大的值。這是因為，發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE越高、或者油門開度AP越大，對發(fā)動機3的要求輸出則越大，從而要求更大的吸入空氣量。
然后，在步驟141中，通過根據(jù)發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE和油門開度AP檢索圖35所示的映射圖，計算目標凸輪相位Cain_cmd。在該映射圖中，當油門開度AP小且在中轉(zhuǎn)速區(qū)域內(nèi)時，目標凸輪相位Cain_cmd被設(shè)定為與除此以外時相比更靠近超前側(cè)的值。這是因為，在這種運轉(zhuǎn)狀態(tài)下，有必要降低內(nèi)部EGR量，減少泵氣損失。
繼步驟141之后，如上所述，執(zhí)行步驟134和135，之后結(jié)束本處理。
另一方面，當步驟130的判別結(jié)果是“是”，即2個可變機構(gòu)中的至少一方發(fā)生故障時，進到步驟142，把升程控制輸入U_Liftin設(shè)定為預定的故障時用值U_Liftin_fs，并把相位控制輸入U_Cain設(shè)定為預定的故障時用值U_Cain_fs，之后結(jié)束本處理。這樣，如上所述，氣門升程Liftin被保持為最小值Liftinmin，并且凸輪相位Cain被保持為預定的鎖定值，由此，可在停車中適當?shù)貓?zhí)行怠速運轉(zhuǎn)或發(fā)動機起動，同時可在行駛中維持低速行駛狀態(tài)。
下面，對按以上那樣所構(gòu)成的第1實施方式的控制裝置1的空燃比控制的模擬結(jié)果進行說明。圖36示出了在根據(jù)轉(zhuǎn)動角傳感器25的檢測信號所計算的氣門升程Liftin(實線所示的值)偏離到比實際的氣門升程(雙點劃線所示的值)小的一側(cè)的情況下，在怠速運轉(zhuǎn)中執(zhí)行基于空燃比校正系數(shù)KSTR的空燃比反饋控制時的控制結(jié)果例。
在該圖中，陰影線所示的區(qū)域表示升程校正值Dliftin_comp和校正后氣門升程Liftin_comp全都被更新(變更)的區(qū)域。另外，在怠速運轉(zhuǎn)中，由于凸輪相位Cain被控制在Cain_ret≤Cain≤Cain_adv的范圍內(nèi)，因而校正后凸輪相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp全都不變化，因此在圖36中，省略表示這些值Cain_comp、Dcain_comp的曲線。
并且，為了比較，圖37示出了在氣門升程Liftin(虛線所示的值)偏離到比實際的氣門升程(雙點劃線所示的值)小的一側(cè)的情況下，在怠速運轉(zhuǎn)中，不校正氣門升程Liftin(即，不使用校正后氣門升程Liftin_comp)，而執(zhí)行基于空燃比校正系數(shù)KSTR的空燃比反饋控制時的控制結(jié)果例。
如圖37所示，在空燃比反饋控制的開始時刻，氣門升程Liftin偏離到比實際的氣門升程小的一側(cè)，并且在該偏差程度較大的情況下，由于兩者的偏差而使吸入到氣缸3a內(nèi)的實際空氣量比計算進氣量Gcyl多很多，混合氣的實際空燃比偏離到稀側(cè)，因而檢測空燃比KACT處于比起目標空燃比KCMD朝稀側(cè)偏離很多的狀態(tài)。為了校正這種狀態(tài)，在空燃比控制中，雖然空燃比校正系數(shù)KSTR被計算為超過上限值KSTRmax的相當濃側(cè)的值，但是通過上述的限幅處理被限制為上限值KSTRmax。結(jié)果，即使時間經(jīng)過，檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD也被保持為稀側(cè)的值，而不收斂于目標空燃比KCMD。
另一方面，如圖36所示，在本實施方式的控制裝置1的情況下，在空燃比反饋控制的開始時刻(時刻t0)，氣門升程Liftin和校正后氣門升程Liftin_comp偏離到比實際的氣門升程(雙點劃線所示的值)小的一側(cè)，起因于此，檢測空燃比KACT處于比起目標空燃比KCMD朝稀側(cè)偏離很多的狀態(tài)，空燃比指標值KAF被保持為最大值KAFmax(＝KSTRmax/KCMD)。
然后，隨著校正后氣門升程Liftin_comp的計算處理的進行，校正后氣門升程Liftin_comp被校正成接近實際的氣門升程。與此并行，隨著使用校正后氣門升程Liftin_comp的空燃比反饋控制的進行，檢測空燃比KACT變化成收斂于目標空燃比KCMD，空燃比指標值的統(tǒng)計處理值KAF_LS穿過上限值KAF_LSH，成為KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH的范圍內(nèi)的值(時刻t1)。此后，升程校正值Dliftin_comp被保持為固定值，校正后氣門升程Liftin_comp被保持為固定值，并且檢測空燃比KACT被控制成收斂于目標空燃比KCMD。如上所述，根據(jù)本實施方式的控制裝置1，可知，由于校正后氣門升程Liftin_comp被計算成接近實際值，因而在使用這種校正后氣門升程Liftin_comp的同時，執(zhí)行空燃比反饋控制，從而可使檢測空燃比KACT迅速收斂于目標空燃比KCMD。
并且可知，隨著空燃比反饋控制的進行，雖然由于運轉(zhuǎn)狀態(tài)的變化而使空燃比指標值KAF在振動狀態(tài)下變動，但是統(tǒng)計處理值KAF_LS是使用逐次型最小二乘法算法來計算的，從而被計算為在避免影響空燃比指標值KAF的變動狀態(tài)的同時，表現(xiàn)出穩(wěn)定變動狀態(tài)的值。
如上所述，根據(jù)本實施方式的控制裝置1，在發(fā)動機3的怠速運轉(zhuǎn)中，或者在處于穩(wěn)定的運轉(zhuǎn)狀態(tài)的情況下，當執(zhí)行基于空燃比校正系數(shù)KSTR的空燃比反饋控制時，校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp分別被計算為根據(jù)空燃比指標值的統(tǒng)計處理值KAF_LS校正了氣門升程Liftin和凸輪相位Cain后的值。根據(jù)上述理由，在發(fā)生校正后氣門升程Liftin_comp(或氣門升程Liftin)相對于實際值的偏差、或者校正后凸輪相位Cain_comp(或凸輪相位Cain)相對于實際值的偏差的情況下，由于這種偏差而使空燃比指標值KAF表現(xiàn)出大于值1的值或小于值1的值。即，由于上述偏差被反映在空燃比指標值KAF上，因而在使用根據(jù)這種空燃比指標值的統(tǒng)計處理值KAF_LS所計算的校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的同時，計算燃料噴射量TOUT和點火正時Iglog，從而可在補償上述的偏差影響的同時，適當?shù)貓?zhí)行空燃比控制和點火正時控制。由此，可使穩(wěn)定的燃燒狀態(tài)和良好的排氣特性都得到確保，并可使燃燒效率和燃料效率都維持在良好狀態(tài)。
并且，一般，在空燃比控制中，當發(fā)動機3的運轉(zhuǎn)狀態(tài)或燃燒狀態(tài)變化時，伴隨于此，空燃比的控制狀態(tài)在稀側(cè)方向與濃側(cè)方向之間振動性地變動，由此，空燃比校正系數(shù)KSTR振動性地變動，空燃比指標值KAF也振動性地變動。因此，在使用這種空燃比指標值KAF來計算出校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的情況下，這些計算值也振動性地變動，空燃比控制和點火正時控制的控制精度下降，從而發(fā)生喘振和發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE的變動，具有運轉(zhuǎn)性下降的可能性。相比之下，在本發(fā)明中，由于使用通過逐次型最小二乘法算法對空燃比指標值KAF實施了統(tǒng)計處理后的統(tǒng)計處理值KAF_LS，因而可避免發(fā)生喘振和發(fā)動機轉(zhuǎn)速NE的變動，可確保良好的運轉(zhuǎn)性。
而且，當統(tǒng)計處理值KAF_LS不在KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH的范圍內(nèi)時，更新升程校正值Dliftin_comp和相位校正值Dcain_comp，以使統(tǒng)計處理值KAF_LS處于該范圍內(nèi)，并且當統(tǒng)計處理值KAF_LS在上述范圍內(nèi)時，停止更新2個校正值Dliftin_comp和Dcain_comp，保持為固定值，因而可避免校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的計算處理與空燃比反饋控制相互干涉。由此，可提高空燃比控制的控制精度，可改善排氣特性。
并且，根據(jù)校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp計算第1估計進氣量Gcyl_vt，并根據(jù)由空氣流量傳感器22所檢測的空氣流量Gin計算第2估計進氣量Gcyl_afm。然后，使用式(4)，作為第1和第2估計進氣量Gcyl_vt和Gcyl_afm的加權(quán)平均值而計算出計算進氣量Gcyl，并且在Gin_vt≤Gin1的范圍內(nèi)，為Gcyl＝Gcyl_vt，在Gin2≤Gin_vt的范圍內(nèi)，為Gcyl＝Gcyl_afm。
在空燃比控制中，由于根據(jù)計算進氣量Gcyl計算燃料噴射量TOUT，因而當Gin_vt≤Gin1時，即，當由于進氣通路12a內(nèi)的空氣流量小而使空氣流量傳感器22的檢測信號的可靠性低，使第1估計進氣量Gcyl_vt的可靠性超過第2估計進氣量Gcyl_afm的可靠性時，可以根據(jù)可靠性更高的第1估計進氣量Gcyl_vt，精度良好地計算燃料噴射量TOUT。并且，當Gin2≤Gin_vt時，即，當由于進氣通路12a內(nèi)的空氣流量大而使空氣流量傳感器22的檢測信號的可靠性高，使第2估計進氣量Gcyl_afm的可靠性超過第1估計進氣量Gcyl_vt的可靠性時，可以根據(jù)可靠性更高的第2估計進氣量Gcyl_afm，精度良好地計算燃料噴射量TOUT。如上所述，在第1估計進氣量Gcyl_vt的可靠性超過第2估計進氣量Gcyl_afm的可靠性的低負荷區(qū)域、或者相反的負荷區(qū)域內(nèi)，都能精度良好地計算燃料噴射量TOUT，因而可提高空燃比控制的控制精度。結(jié)果，可改善燃料效率和排氣特性。
另一方面，在點火正時控制中，由于使用作為計算進氣量Gcyl與最大估計進氣量Gcyl_max之比的歸一化進氣量Kgcyl計算點火正時Iglog，因而當Gin_vt≤Gin1時，或者當Gin2≤Gin_vt時，即，即使在第1和第2估計進氣量Gcyl_vt和Gcyl_afm中的一方的可靠性超過另一方的負荷區(qū)域內(nèi)，也能根據(jù)可靠性更高的一方的值，精度良好地計算點火正時Iglog。由此，可提高點火正時控制的控制精度，結(jié)果，可改善燃料效率和燃燒穩(wěn)定性。
另外，第1實施方式是根據(jù)使用逐次型最小二乘法算法對空燃比指標值KAF進行統(tǒng)計處理后的統(tǒng)計處理值KAF_LS計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的例子，然而可以取代統(tǒng)計處理值KAF_LS，而根據(jù)空燃比指標值KAF計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp。而且，可以取代統(tǒng)計處理值KAF_LS，而根據(jù)空燃比校正系數(shù)KSTR或者使用逐次型最小二乘法算法對空燃比校正系數(shù)KSTR進行統(tǒng)計處理后的值，計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp。
并且，可以根據(jù)氣門升程Liftin和統(tǒng)計處理值KAF_LS(或空燃比指標值KAF)，通過映射圖檢索來計算校正后氣門升程Liftin_comp。與此相同，也可以根據(jù)凸輪相位Cain和統(tǒng)計處理值KAF_LS(或空燃比指標值KAF)，通過映射圖檢索來計算校正后凸輪相位Cain_comp。
而且，計算統(tǒng)計處理值KAF_LS的統(tǒng)計處理算法不限于第1實施方式的固定增益式的逐次型最小二乘法算法，只要是能避免空燃比指標值KAF的振動變動影響的統(tǒng)計處理算法即可。例如，作為計算統(tǒng)計處理值KAF_LS的統(tǒng)計處理算法，可以使用可變增益式的逐次型最小二乘法算法和移動平均算法等。
下面，對根據(jù)本發(fā)明的第2實施方式的控制裝置1A進行說明。由于該控制裝置1A與上述的第1實施方式的控制裝置1相比，除一部分以外，構(gòu)成相同，因而以下，以與第1實施方式的控制裝置1的不同點為中心進行說明。該控制裝置1A如圖38和圖39所示，具有空燃比控制器200和點火正時控制器230，這些空燃比控制器200和點火正時控制器230具體地說，由ECU 2構(gòu)成。在本實施方式中，空燃比控制器200相當于燃料量決定單元和空燃比控制單元，點火正時控制器230相當于點火正時決定單元。
如兩圖所示，在該空燃比控制器200和點火正時控制器230中，校正后值計算部213以外的部分與上述的空燃比控制器100和點火正時控制器130結(jié)構(gòu)相同，因而以下，對與2個控制器100、130相同的結(jié)構(gòu)附上相同符號，省略其說明，并僅對校正后值計算部213(校正單元)進行說明。
該校正后值計算部213根據(jù)目標空燃比KCMD和檢測空燃比KACT，計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp，如圖40所示，具有空燃比偏差計算部214，最小二乘法濾波器215，非線性處理濾波器216、217以及加法要素218、219。
首先，在空燃比偏差計算部214中，通過從檢測空燃比KACT中減去目標空燃比KCMD，來計算空燃比偏差EAF(＝KACT-KCMD)。在本實施方式中，空燃比偏差EAF相當于控制狀態(tài)值。
然后，在最小二乘法濾波器215中，使用下式(43)、(44)所示的固定增益式的逐次型最小二乘法算法來計算空燃比偏差的統(tǒng)計處理值(以下簡稱為“統(tǒng)計處理值”)EAF_LS。
EAF_LS(k)=EAF_LS(k-1)+P_ls′1+P_ls′·e_ls′(k)·····(43)]]>e_ls’(k)＝EAF(k)-EAF_LS(k-1) .....(44)
在該式(43)中，e_ls’是使用式(44)所計算的偏差，P_ls’表示預定增益(固定值)。
并且，在非線性處理濾波器216中，根據(jù)上述統(tǒng)計處理值EAF_LS與預定的上下限值EAF_LSH、EAF_LSL的比較結(jié)果，使用下式(45)～(47)中的任意一方計算升程校正值Dliftin_comp。
·當EAF_LS(k)≥EAF_LSH時Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)-Ddec......(45)·當EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH時Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1) ......(46)·當EAF_LS(k)≤EAF_LSL時Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)+Dinc......(47)然后，在加法要素218中，使用下式(48)計算校正后氣門升程Liftin_comp。
Liftin_comp(k)＝Liftin(k)+Dliftin_comp(k) ......(48)在該校正后值計算部213中，按以上那樣計算校正后氣門升程Liftin_comp和升程校正值Dliftin_comp。這是根據(jù)以下理由。即，根據(jù)上述理由，在根據(jù)轉(zhuǎn)動角傳感器25的檢測信號所計算的氣門升程Liftin相對于實際值發(fā)生偏差的情況下，在穩(wěn)定的運轉(zhuǎn)狀態(tài)時，如果執(zhí)行空燃比反饋控制，則由于氣門升程Liftin的偏差，檢測空燃比KACT處于偏離到稀側(cè)或濃側(cè)而不收斂于目標空燃比KCMD的狀態(tài)。
例如，在氣門升程Liftin表現(xiàn)出比實際值小的值的情況下，實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl大的值，從而使檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到稀側(cè)。結(jié)果，當例如KCMD＝1時，空燃比偏差EAF(＝KACT-KCMD)＜0。與此相反，在氣門升程Liftin表現(xiàn)出比實際值大的值的情況下，由于檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到濃側(cè)，因而當例如KCMD＝1時，EAF＞0。在氣門升程Liftin相對于實際值的偏差和空燃比偏差EAF之間具有以上那樣的相關(guān)關(guān)系，在本實施方式中，由于使用根據(jù)校正后氣門升程Liftin_comp所計算的計算進氣量Gcyl來執(zhí)行空燃比控制，因而校正后氣門升程Liftin_comp相對于實際值的偏差被反映在空燃比偏差EAF上。
因此，當EAF_LS(k)≥EAF_LSH時，由于氣門升程Liftin偏離到比實際值大的一側(cè)，因而如上述式(45)所示，通過減少升程校正值Dliftin_comp，可使校正后氣門升程Liftin_comp接近實際的氣門升程。另一方面，當EAF_LS(k)≤EAF_LSL時，由于氣門升程Liftin偏離到比實際值小的一側(cè)，因而如上述式(47)所示，通過增大升程校正值Dliftin_comp，可使校正后氣門升程Liftin_comp接近實際值(參照后述的圖41)。
并且，當EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH時，升程校正值Dliftin_comp不被更新，而被保持為固定值。這是為了如上所述避免校正后氣門升程Liftin_comp的計算處理與空燃比反饋控制相互干涉。并且，上下限值EAF_LSH、EAF_LSL被設(shè)定成如下的值即使由于校正后氣門升程Liftin_comp與實際值之間的偏差減小而把升程校正值Dliftin_comp保持為固定值并停止更新校正后氣門升程Liftin_comp，空燃比控制的控制精度也不下降(例如EAF_LSH＝0.1，EAF_LSL＝-0.1)。
另一方面，在非線性處理濾波器217中，根據(jù)上述統(tǒng)計處理值EAF_LS與預定的上下限值EAF_LSH、EAF_LSL的比較結(jié)果，使用下式(49)～(51)中的任意一方計算相位校正值Dcain_comp。
·當EAF_LS(k)≥EAF_LSH時Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp......(49)·當EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH時Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1) ......(50)·當EAF_LS(k)≤EAF_LSL時Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp’ ......(51)上述式(49)、(51)中的校正項Dcomp、Dcomp’根據(jù)凸輪相位Cain與超前側(cè)和滯后側(cè)的預定值Cain_adv、Cain_ret的比較結(jié)果被設(shè)定為以下那樣的值。
·當Cain(k)＞Cain_adv時
Dcomp＝-DretDcomp’＝Dadv·當Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv時Dcomp＝0Dcomp’＝0·當Cain(k)＜Cain_ret時Dcomp＝DadvDcomp’＝-Dret然后，在加法要素219中，使用下式(52)計算校正后凸輪相位Cain_comp。
Cain_comp(k)＝Cain(k)+Dcain_comp(k) ......(52)在校正后值計算部213中，按以上那樣計算校正后凸輪相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp。這是根據(jù)以下理由。即，根據(jù)上述理由，在根據(jù)2個傳感器20、26的檢測信號所計算的凸輪相位Cain相對于實際的凸輪相位偏離到超前側(cè)或滯后側(cè)的情況下，當執(zhí)行空燃比反饋控制時，由于氣門重疊度的變化或者由進氣門4的遲閉引起的回吹量的變化，檢測空燃比KACT處于偏離到稀側(cè)或濃側(cè)而不收斂于目標空燃比KCMD的狀態(tài)。結(jié)果，當例如KCMD＝1時，EAF＜0或者EAF＞0。在凸輪相位Cain相對于實際值的偏差和空燃比偏差EAF之間具有以上那樣的相關(guān)關(guān)系，在本實施方式中，由于使用根據(jù)校正后凸輪相位Cain_comp所計算的計算進氣量Gcyl來執(zhí)行空燃比控制，因而校正后凸輪相位Cain_comp相對于實際值的偏差被反映在空燃比偏差EAF上。
因此，在EAF_LS(k)≥EAF_LSH的情況下，當Cain(k)＞Cain_adv，即凸輪相位Cain是超前側(cè)區(qū)域的值時，在計算進氣量Gcyl的計算中使用的校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到超前側(cè)，從而由于氣門重疊度的增大而使實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl小的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到濃側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更滯后側(cè)，因而在式(49)中，把校正項Dcomp設(shè)定為值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更小的值。
而且，在EAF_LS(k)≥EAF_LSH的情況下，當Cain(k)＜Cain_ret，即凸輪相位Cain是滯后側(cè)區(qū)域的值時，校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到滯后側(cè)，從而由于進氣門4的遲閉程度的增大，進氣的回吹量增大，實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl小的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到濃側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更超前側(cè)，因而在式(49)中，把校正項Dcomp設(shè)定為值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更大的值。
另一方面，在EAF_LS(k)≤EAF_LSL的情況下，當Cain(k)＞Cain_adv，即凸輪相位Cain是超前側(cè)區(qū)域的值時，校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到滯后側(cè)，從而由于氣門重疊度的減少而使實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl大的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到稀側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更超前側(cè)，因而在式(51)中，把校正項Dcomp’設(shè)定為值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更大的值。
而且，在EAF_LS(k)≤EAF_LSL的情況下，當Cain(k)＜Cain_ret，即凸輪相位Cain是滯后側(cè)區(qū)域的值時，校正后凸輪相位Cain_comp比起實際值偏離到超前側(cè)，從而由于進氣門4的遲閉程度的減少，進氣的回吹量減少，并且實際的吸入空氣量成為比計算進氣量Gcyl大的值，結(jié)果，估計為檢測空燃比KACT比起目標空燃比KCMD偏離到稀側(cè)。因此，由于有必要把校正后凸輪相位Cain_comp校正到更滯后側(cè)，因而在式(51)中，把校正項Dcomp’設(shè)定為值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被計算為更小的值。
另一方面，當EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH時，或者當Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv時，相位校正值Dcain_comp不被更新，而被保持為固定值。這是為了通過把相位校正值Dcain_comp保持為固定值并停止更新校正后凸輪相位Cain_comp，避免校正后凸輪相位Cain_comp的計算處理與空燃比反饋控制相互干涉。并且，上下限值EAF_LSH、EAF_LSL以及預定值Cain_adv、Cain_ret被設(shè)定成如下的值即使由于校正后凸輪相位Cain_comp與實際值之間的偏差減小而把相位校正值Dcain_comp保持為固定值并停止更新校正后凸輪相位Cain_comp，空燃比控制的控制精度也不下降。
下面，對以上那樣所構(gòu)成的第2實施方式的控制裝置1A的控制結(jié)果進行說明。圖41示出在根據(jù)轉(zhuǎn)動角傳感器25的檢測信號所計算的氣門升程Liftin(實線所示的值)偏離到比實際的氣門升程(雙點劃線所示的值)小的側(cè)的情況下，在怠速運轉(zhuǎn)中，執(zhí)行基于空燃比校正系數(shù)KSTR的空燃比反饋控制和校正后值計算處理時的控制結(jié)果的一例。
在該圖中，陰影線所示的區(qū)域表示升程校正值Dliftin_comp和校正后氣門升程Liftin_comp全都被更新的區(qū)域。并且，如上所述，在怠速運轉(zhuǎn)中，由于凸輪相位Cain被控制在Cain_ret≤Cain≤Cain_adv的范圍內(nèi)，因而校正后凸輪相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp全都不變化，因此在圖41中，省略表示這些值Cain_comp、Dcain_comp的曲線。
如圖41所示，在第2實施方式的控制裝置1A的情況下，在空燃比反饋控制的開始時刻(時刻t10)，氣門升程Liftin即校正后氣門升程Liftin_comp偏離到比實際的氣門升程小的一側(cè)，起因于此，檢測空燃比KACT處于比起目標空燃比KCMD朝稀側(cè)偏離很多的狀態(tài)，空燃比偏差EAF成為值-1附近的值。因此，空燃比校正系數(shù)KSTR被計算為大幅超過最大值KSTRmax的值，因而通過上述限幅處理被限制為最大值KSTRmax。
然后，隨著校正后氣門升程Liftin_comp的計算處理的進行，校正后氣門升程Liftin_comp被校正成接近實際的氣門升程。與此并行，隨著使用校正后氣門升程Liftin_comp的空燃比反饋控制的進行，檢測空燃比KACT向目標空燃比KCMD側(cè)變化，空燃比偏差的統(tǒng)計處理值EAF_LS穿過下限值EAF_LSL，成為EAF_LSL＜EAF_LS＜EAF_LSH的范圍內(nèi)的值(時刻t11)。此后，升程校正值Dliftin_comp被保持為固定值，校正后氣門升程Liftin_comp也被保持為固定值。結(jié)果，檢測空燃比KACT被保持在比起目標空燃比KCMD朝稀側(cè)偏離少許的狀態(tài)，并且空燃比校正系數(shù)KSTR被保持為最大值KSTRmax。
并且可知，隨著空燃比反饋控制的進行，雖然空燃比偏差EAF在振動狀態(tài)下變動，但是統(tǒng)計處理值EAF_LS是使用逐次型最小二乘法算法來計算的，從而被計算為在避免空燃比偏差EAF的變動狀態(tài)影響的同時，表現(xiàn)出穩(wěn)定變動狀態(tài)的值。
而且可知，在該第2實施方式的控制裝置1A的情況下，由于空燃比偏差的統(tǒng)計處理值EAF_LS成為EAF_LSL＜EAF_LS＜EAF_LSH的范圍內(nèi)的值以后，空燃比校正系數(shù)KSTR被保持為最大值KSTRmax，因而上述的第1實施方式的控制裝置1在空燃比控制中可確保更良好的控制性和穩(wěn)定性。
如上所述，在第2實施方式的控制裝置1A中，由于校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp分別被計算為把氣門升程Liftin和凸輪相位Cain校正到實際值側(cè)后的值，因而可在使用這種校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp的同時，執(zhí)行空燃比反饋控制和點火正時控制，由此，可取得與上述的第1實施方式的控制裝置1相同的作用效果。
另外，各實施方式是把本發(fā)明的控制裝置1應(yīng)用于車輛用的內(nèi)燃機3的例子，然而本發(fā)明的控制裝置1不限于此，可應(yīng)用于船舶用和發(fā)電用等的各種用途的內(nèi)燃機。
并且，各實施方式是使用可變氣門升程機構(gòu)50和可變凸輪相位機構(gòu)70作為可變進氣機構(gòu)的例子，然而可變進氣機構(gòu)不限于這些，只要是能變更吸入到發(fā)動機3的燃燒室內(nèi)的吸入空氣量的裝置即可。例如，作為可變進氣機構(gòu)，可以使用現(xiàn)有的節(jié)氣門機構(gòu)，在該情況下，可以把節(jié)氣門的開度用作工作狀態(tài)參數(shù)。
而且，各實施方式是使用氣門升程Liftin和凸輪相位Cain作為工作狀態(tài)參數(shù)的例子，然而也可以使用它們中的僅一方作為工作狀態(tài)參數(shù)。
根據(jù)本發(fā)明的控制裝置，通過根據(jù)作為反映了空燃比偏差的值而計算出的空燃比控制參數(shù)或者作為這種參數(shù)而檢測出的空燃比參數(shù)來校正工作狀態(tài)參數(shù)，可適當?shù)匦Ｕぷ鳡顟B(tài)參數(shù)的檢測值與實際值之間的偏差。結(jié)果，即使在由于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元的檢測值的漂移、可變進氣機構(gòu)中的構(gòu)成部件的磨損、污物附著以及由老化引起的游隙等而使工作狀態(tài)參數(shù)的檢測值相對于實際值發(fā)生偏差的情況下，也能在補償這種偏差影響的同時，適當?shù)貨Q定燃料量。由此，可適當?shù)剡M行空燃比控制，可使穩(wěn)定的燃燒狀態(tài)和良好的排氣特性全都得到確保。
并且，通過根據(jù)作為反映了空燃比偏差的值而檢測出的空燃比控制狀態(tài)或空燃比參數(shù)來校正工作狀態(tài)參數(shù)，可適當?shù)匦Ｕぷ鳡顟B(tài)參數(shù)的檢測值與實際值之間的偏差。結(jié)果，即使在由于工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元的檢測值的漂移、可變進氣機構(gòu)中的構(gòu)成部件的磨損、污物附著以及由老化引起的游隙等而使工作狀態(tài)參數(shù)的檢測值相對于實際值發(fā)生偏差的情況下，也能在補償這種偏差影響的同時，適當?shù)貨Q定點火正時。由此，可確保點火正時控制中的良好控制精度，可使燃燒效率和燃料效率全都維持在良好狀態(tài)。
因此，本發(fā)明應(yīng)用于內(nèi)燃機的控制裝置，即使在可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)檢測結(jié)果的可靠性下降的情況下，也能根據(jù)實際的吸入空氣量適當?shù)剡M行空燃比控制和點火正時控制，在通過前者可使穩(wěn)定的燃燒狀態(tài)和良好的排氣特性全都得到確保的方面，以及通過后者可確保點火正時控制中的良好控制精度，可使燃燒效率和燃料效率全都維持在良好狀態(tài)的方面是有用的。
權(quán)利要求
1.一種內(nèi)燃機的控制裝置，該控制裝置通過可變進氣機構(gòu)控制吸入到內(nèi)燃機的氣缸內(nèi)的吸入空氣量并控制提供到燃燒室內(nèi)的燃料量，從而控制該燃燒室內(nèi)的混合氣的空燃比，其特征在于，該控制裝置具有工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元，其檢測表示上述可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)；空燃比參數(shù)檢測單元，其檢測表示在上述內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣的空燃比的空燃比參數(shù)；目標空燃比計算單元，其計算成為上述混合氣的空燃比控制目標的目標空燃比；空燃比控制參數(shù)計算單元，其根據(jù)上述空燃比參數(shù)，計算用于把上述混合氣的空燃比控制成為上述目標空燃比的空燃比控制參數(shù)；校正單元，其根據(jù)該空燃比控制參數(shù)和上述空燃比參數(shù)中的一方，校正上述工作狀態(tài)參數(shù)；以及燃料量決定單元，其根據(jù)該校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和上述空燃比控制參數(shù)，決定上述燃料量。
2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的內(nèi)燃機的控制裝置，其特征在于，上述校正單元根據(jù)上述空燃比控制參數(shù)和上述空燃比參數(shù)中的一方，計算表示上述混合氣的空燃比控制狀態(tài)的控制狀態(tài)值，對該控制狀態(tài)值實施規(guī)定的逐次型統(tǒng)計處理來計算統(tǒng)計處理值，并根據(jù)該統(tǒng)計處理值校正上述工作狀態(tài)參數(shù)。
3.根據(jù)權(quán)利要求2所述的內(nèi)燃機的控制裝置，其特征在于，上述校正單元在上述統(tǒng)計處理值處于規(guī)定范圍外時，根據(jù)上述統(tǒng)計處理值校正上述工作狀態(tài)參數(shù)，以使上述統(tǒng)計處理值處于該規(guī)定范圍內(nèi)，并在上述統(tǒng)計處理值處于上述規(guī)定范圍內(nèi)時，把上述工作狀態(tài)參數(shù)的校正量保持為固定值。
4.根據(jù)權(quán)利要求1至3中的任意一項所述的內(nèi)燃機的控制裝置，其特征在于，該控制裝置還具有空氣流量檢測單元，其檢測在上述內(nèi)燃機的進氣通路內(nèi)流動的空氣的流量；以及負荷參數(shù)檢測單元，其檢測表示上述內(nèi)燃機的負荷的負荷參數(shù)；上述燃料量決定單元在上述負荷參數(shù)處于規(guī)定的第1范圍內(nèi)時，根據(jù)上述校正后的工作狀態(tài)參數(shù)和上述空燃比控制參數(shù)決定上述燃料量，并在上述負荷參數(shù)處于與上述規(guī)定的第1范圍不同的規(guī)定的第2范圍內(nèi)時，根據(jù)上述空氣流量和上述空燃比控制參數(shù)決定上述燃料量。
5.一種內(nèi)燃機的控制裝置，該控制裝置通過可變進氣機構(gòu)控制吸入到內(nèi)燃機的氣缸內(nèi)的吸入空氣量，并控制燃燒室內(nèi)的混合氣的點火正時和空燃比，其特征在于，該控制裝置具有工作狀態(tài)參數(shù)檢測單元，其檢測表示上述可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)的工作狀態(tài)參數(shù)；空燃比參數(shù)檢測單元，其檢測表示在上述內(nèi)燃機的排氣通路內(nèi)流動的排氣中的空燃比的空燃比參數(shù)；目標空燃比設(shè)定單元，其設(shè)定成為上述混合氣的空燃比控制目標的目標空燃比；空燃比控制單元，其根據(jù)上述空燃比參數(shù)，把上述混合氣的空燃比控制成為上述目標空燃比；校正單元，其根據(jù)該空燃比控制單元所實現(xiàn)的上述混合氣的空燃比控制狀態(tài)和上述空燃比參數(shù)中的一方，校正上述工作狀態(tài)參數(shù)；以及點火正時決定單元，其根據(jù)該校正后的工作狀態(tài)參數(shù)決定上述點火正時。
6.根據(jù)權(quán)利要求5所述的內(nèi)燃機的控制裝置，其特征在于，上述空燃比控制單元根據(jù)上述空燃比參數(shù)，計算用于把上述混合氣的空燃比控制成為上述目標空燃比的空燃比控制參數(shù)；上述校正單元根據(jù)該空燃比控制參數(shù)和上述空燃比參數(shù)中的一方，計算表示上述混合氣的空燃比控制狀態(tài)的控制狀態(tài)值，對該控制狀態(tài)值實施規(guī)定的逐次型統(tǒng)計處理來計算統(tǒng)計處理值，并根據(jù)該統(tǒng)計處理值校正上述工作狀態(tài)參數(shù)。
7.根據(jù)權(quán)利要求5或6所述的內(nèi)燃機的控制裝置，其特征在于，該控制裝置還具有空氣流量檢測單元，其檢測在上述內(nèi)燃機的進氣通路內(nèi)流動的空氣流量；以及負荷參數(shù)檢測單元，其檢測表示上述內(nèi)燃機的負荷的負荷參數(shù)；上述點火正時決定單元在上述負荷參數(shù)處于規(guī)定的第1范圍內(nèi)時，根據(jù)上述校正后的工作狀態(tài)參數(shù)決定上述點火正時，并在上述負荷參數(shù)處于與上述規(guī)定的第1范圍不同的規(guī)定的第2范圍內(nèi)時，根據(jù)上述空氣流量決定上述點火正時。
全文摘要
本發(fā)明提供了內(nèi)燃機的控制裝置。本發(fā)明的內(nèi)燃機控制裝置即使在可變進氣機構(gòu)的工作狀態(tài)檢測結(jié)果的可靠性下降的情況下，也能根據(jù)實際的吸入空氣量，適當?shù)剡M行空燃比控制和點火正時控制?？刂瓶杖急群忘c火正時的控制裝置(1)具有ECU(2)。ECU(2)計算目標空燃比KCMD(步驟22)，計算用于對空燃比進行反饋控制的空燃比校正系數(shù)KSTR(步驟2～7)，計算空燃比指標值的統(tǒng)計處理值KAF_LS(步驟82)，根據(jù)統(tǒng)計處理值KAF_LS計算校正后氣門升程Liftin_comp和校正后凸輪相位Cain_comp(步驟81～92)，根據(jù)校正后氣門升程Liftin_comp、校正后凸輪相位Cain_comp以及空燃比校正系數(shù)KSTR決定燃料噴射量TOUT(步驟20～25)。
文檔編號F02D37/02GK1969118SQ200580019569
公開日2007年5月23日 申請日期2005年6月10日 優(yōu)先權(quán)日2004年6月15日
發(fā)明者安井裕司, 佐藤正浩, 齊藤光宣, 田上裕, 東谷幸祐 申請人:本田技研工業(yè)株式會社