JP2004068602A - Air-fuel ratio control device for internal combustion engine - Google Patents

Abstract

To accurately diagnose a response delay of an air-fuel ratio sensor in an air-fuel ratio feedback system in which a plant model is sequentially identified.
In a configuration in which a plant model from a fuel injection valve to an air-fuel ratio sensor is sequentially identified and a control gain in feedback control is set using parameters of the identified plant model, a response deterioration of the air-fuel ratio sensor in a feedback control state Is diagnosed, the identification parameters are fixed to values stored in a map in advance according to the engine load and the engine speed.
[Selection] Fig. 8

Description

【００２１】
但し、ｅ（ｔ）はＳ／Ｍ制御部２２１への入力、Ｋ_Ｐは線形項線形ゲイン、Ｋ_Ｄは線形項微分ゲイン、Ｋ_Ｉは適応則ゲイン、Ｋ_Ｎは非線形ゲインである。
また、σ（ｔ）は切換関数で、Ｓ_Ｐを切換関数線形ゲイン、Ｓ_Ｄを切換関数微分ゲインとしたときに、σ（ｔ）　＝　Ｓ_ｐｅ（ｔ）＋Ｓ_Ｄｅ（ｔ）と表せるものである。
なお、上記線形項制御ゲイン（Ｋ_Ｐ，Ｋ_Ｄ，Ｋ_Ｉ）は、後述する制御ゲイン算出部２２４で算出される。
【００２２】
前記むだ時間補償器２２２は、スミス法によるむだ時間補償制御を実行するのものであり、プラントモデルを用いた局所フィードバックによりプラントに含まれるむだ時間（排気の輸送遅れ等）の影響を補償する。
前記プラントモデル同定部２２３は、前記燃料噴射弁５から空燃比センサ１３まで（プラント）をプラントモデルで表し、このプラントモデルをオンラインで逐次同定する。
【００２３】
具体的には、逐次最小二乗法（ＲＬＳ法）を用いてプラントモデルの各パラメータを逐次推定し、この推定パラメータを制御ゲイン算出部２２４に出力する。
前記制御ゲイン算出部２２４は、前記プラントモデル同定部２２３で推定したプラントモデルの各パラメータを用いて、前記Ｓ／Ｍ制御部２２１におけるスライディングモード制御の線形項制御ゲインＫ_Ｐ，Ｋ_Ｄ，Ｋ_Ｉを算出する。
【００２４】
上記線形項制御ゲインＫ_Ｐ，Ｋ_Ｄ，Ｋ_Ｉの算出は、極配置法によるセルフチューニングコントロールにより行われるものであり、具体的には、システム全体（プラント、Ｓ／Ｍ制御部２２１及びむだ時間補償器２２２等）を１つの閉ループ伝達関数で表し、その極が応答性、行き過ぎ量、整定時間等の点から望ましい極と一致するように前記スライディングモード制御の線形項制御ゲインＫ_Ｐ，Ｋ_Ｄ，Ｋ_Ｉを算出する。
【００２５】
前記むだ時間算出部２２５は、前記プラントに含まれるむだ時間ｋ、すなわち、燃料噴射弁５を制御してからその効果が空燃比センサ１３により検出されるまでの遅れ時間を算出する。
以下、本実施形態におけるむだ時間ｋの算出について説明する。
図３は、むだ時間算出の制御フローであり、空燃比フィードバック制御中に実行される。
【００２６】
図３において、ステップＳ１では、吸入空気量Ｑａを読み込む。
ステップＳ２では、読み込んだ吸入空気量Ｑａ基づいて、図に示すようなテーブルＴｋを検索することでむだ時間ｋを算出する。
前記むだ時間更新部２２６は、現在のむだ時間を補正・更新するものであり、図４に具体的な制御フローを示す。
【００２７】
図４において、ステップＳ１１では、スロットル弁４の開度ＴＶＯの変化（スロットル開度変化）が所定値（例えば５ｄｅｇ）以下であるか否かを判断する。
かかる判断は、定常状態にあるか否かを判断するために行うものであり、他の方法であってもよい。
そして、スロットル開度変化が所定値以下である場合（すなわち、定常状態にあると判断した場合）はステップＳ１２に進み、スロットル開度変化が前記所定値を上回る場合には本制御を行わない。
【００２８】
ステップＳ１２，Ｓ１３において、空燃比センサ１３により検出される実空燃比λｒを所定時間において逐次サンプリングする。
ステップＳ１４では、サンプリングした実空燃比の最大値λｍａｘと最小値λｍｉｎとの差の絶対値εｍａｘ（＝│λｍａｘ−λｍｉｎ│、以下、最大振幅という）が所定量以上であるか否かを判断する。
【００２９】
この判断は、実空燃比λｒが目標空燃比λｔに収束したか否かを判断するために行うものである。
そして、最大振幅εｍａｘが所定量以上であれば、収束していないと判断してステップＳ１５に進み、最大振幅εｍａｘが所定量を下回る場合には、収束していると判断して本制御（すなわち、むだ時間の補正・更新）を行わない。
【００３０】
なお、実空燃比λｒ（の平均値等）と目標空燃比λｔを直接比較し、その差によって収束しているか否かを判断するようにしてもよい。
ステップＳ１５では、むだ時間補正フラグｆｋが０であるか否かを確認する。
このむだ時間補正フラグｆｋは、むだ時間を増加する補正を行った後に収束状態が悪化した場合に設定されるものであり（ステップＳ２０参照）、このむだ時間補正フラグｆｋに１が設定されていなければ、ステップＳ１６に進む。
【００３１】
ステップＳ１６では、現在のむだ時間ｋ（−１）を、所定時間Δｋｕだけ増加する補正を行って（ｋ＝ｋ（−１）＋Δｋｕ）、むだ時間ｋを更新する。
そして、ステップＳ１７，Ｓ１８において、むだ時間更新後（むだ時間増加後）の実空燃比λｒを所定時間において逐次サンプリングする。
ステップＳ１９では、むだ時間更新前後における最大振幅を比較し、むだ時間更新後の最大振幅εｍａｘが、更新前の最大振幅（すなわち、ステップＳ１４で算出された最大振幅）εｍａｘ（−１）よりも小さくなっていなければ、むだ時間を増加する補正によって空燃比の収束性が悪化したと判断し、ステップＳ２０に進んでむだ時間補正フラグｆｋに１を設定する。
【００３２】
なお、かかるむだ時間補正フラグｆｋの設定により、次回の補正は、むだ時間を減少補正する方向で行われることになる（ステップＳ１５→Ｓ２１）。
ステップＳ１５において、むだ時間補正フラグｆｋに１が設定されていると判定された場合には、前回、むだ時間を増加する補正を行った結果、空燃比の収束性が悪化したものと推定されるので、ステップＳ２１に進み、現在のむだ時間を、所定時間Δｋｄだけ減少する補正を行って（ｋ＝ｋ（−１）−Δｋｄ）、むだ時間ｋを更新する。
【００３３】
そして、ステップＳ２２，Ｓ２３において、むだ時間更新後（むだ時間減少後）の実空燃比λｒを所定時間において逐次サンプリングする。
ステップＳ２４では、むだ時間更新前後の最大振幅を比較し、むだ時間更新後における最大振幅εｍａｘが、更新前（すなわち、ステップＳ１４で算出された最大振幅）εｍａｘ（−１）よりも小さくなっていなければ、むだ時間を減少する補正によって空燃比の収束性が悪化したと判断し、ステップ２５Ｓに進んでむだ時間補正フラグｆｋを０にリセットする。
【００３４】
なお、かかるむだ時間補正フラグｆｋの０リセットにより、次回の補正は、むだ時間を増加補正する方向で行われることになる（ステップＳ１５→ステップＳ１６）。
以上のように、基本的には、むだ時間ｋは、吸入空気量Ｑａに基づいて算出されるが（もちろん、機関回転速度Ｎｅ、排気温度Ｔｅ等を考慮して算出するようにしてもよい）、その後、空燃比の収束性を判断してむだ時間を補正し更新していくので、経時変化等の影響によって、制御に用いるむだ時間がプラントの実際のむだ時間と誤差が生じて収束状態が悪化した場合でも、これを改善することができる。
【００３５】
次に、前記制御ゲイン算出部２２４で行われるスライディングモード制御の制御ゲインの算出、すなわち、極配置法によるセルフチューニングコントロールを用いた制御ゲインの算出について説明する。
かかる制御ゲインの算出は、まず、プラントを伝達関数で表すプラントモデルＧ_Ｐ（ｚ^−１）を設定し、その後、Ｓ／Ｍ制御部２２１の伝達関数Ｇ_Ｃ（ｚ^−１）及びむだ時間補償器２２の伝達関数Ｇ_Ｌ（ｚ^−１）を求める。
【００３６】
そして、これらの伝達関数を合成してシステム全体の閉ループ伝達関数Ｗ（ｚ^−１）を算出し、その極があらかじめ設定した極となるようにＳ／Ｍ制御部２２１における制御ゲイン（Ｋ_Ｐ，Ｋ_Ｄ，Ｋ_Ｉ）を算出する。
以下、プラントモデルの設定、プラントモデルの同定（パラメータ推定）、Ｓ／Ｍ制御部２２１の伝達関数化、むだ時間補償器２２２の伝達関数化及びスライディングモード制御の制御ゲインの算出について、順に説明する。
（Ａ）プラントモデルの設定について
燃料噴射弁５と空燃比センサ１３との間（プラント）を、前記むだ時間算出部２２５で算出したむだ時間ｋ、又は、前記むだ時間更新部２２６で補正・更新された場合には、当該更新後のむだ時間ｋ（≧１）を用いて、次式（２），（３）に示す二次のＡＲＸモデルＡ（ｚ^−１）で表す。
【００３７】
Ａ（ｚ^−１）ｙ（ｔ）＝ｚ^−ｋｂ_０ｕ（ｔ）＋ε（ｔ）　　…（２）
Ａ（ｚ^−１）＝１＋ａ_１ｚ^−１＋ａ_２ｚ^−２　…（３）
但し、ｙ（ｔ）はプラント出力（すなわち、実空燃比λｔ）、ｕ（ｔ）はプラント入力値（すなわち、燃料噴射弁５のフィードバック制御量α）、ε（ｔ）は不規則雑音である。
【００３８】
すると、プラントモデルの伝達関数ＧＰ（ｚ^−１）は、次式（４）のように表すことができ、また、推定パラメータベクトルθ（ｔ）及びデータベクトルψ（ｔ−ｋ）は、下記（５）、（６）式のようになる。
Ｇ_Ｐ（ｚ^−１）＝ｚ^−ｋｂ_０／Ａ（ｚ^−１）　　…（４）
θ（ｔ）＝〔ａ_１（ｔ），ａ_２（ｔ），ｂ_０（ｔ）〕^Ｔ　…（５）
ψ（ｔ−ｋ）＝〔−ｙ（ｔ−１），−ｙ（ｔ−２）、ｕ（ｔ−ｋ）〕^Ｔ　…（６）
（Ｂ）プラントモデルの同定（パラメータ推定）について
設定したプラントモデルは、前記プラントモデル同定部２２３で同定される。
【００３９】
ここで、前記プラントモデルはむだ時間ｋを用いて設定してあり、プラントモデルの同定は、プラントの入力データであるフィードバック制御量αと、これに対応する出力データであるむだ時間ｋ経過後の空燃比と、に基づいて行われることになる。
かかるプラントモデルの同定には、逐次最小二乗法（ＲＬＳ法）を用いており、実値と推定値の誤差の二乗が最も小さくなるように各パラメータを推定する。
【００４０】
具体的な演算式は、一般の重みつき逐次最小二乗法（ＲＬＳ法）と同一のものであり、時間更新式：ｔ＝１，２，…，Ｎに対して、次式（７）〜（９）を計算することにより行う。
【００４１】
【数２】

【００４２】
なお、前記忘却係数λ_１、λ_２は、忘却要素なしの場合には前記忘却係数λ_１＝λ_２＝１とし、忘却要素つきの場合にはλ_１＝０．９８、λ_２＝１とする。
また、本実施形態においては、前記パラメータ推定値の初期値θ０を、運転状態の応じてあらかじめ設定した値（例えば、ａ_１（０）＝Ａ１、ａ_２（０）＝Ａ２、ｂ_０（０）＝Ｂ１）とすることで、収束までの時間の短縮化を図っている。
（Ｃ）Ｓ／Ｍ制御部２２１の伝達関数の算出について
前記Ｓ／Ｍ制御部２２１を、次のようにして伝達関数化する。まず、ｙ（ｔ）をプラント出力値（実空燃比λｒ）、ω（ｔ）を目標値（目標空燃比λｔ）とし、ｅ（ｔ）＝ω（ｔ）−ｙ（ｔ）とすると、１サンプルにおけるプラント入力（すなわち、Ｓ／Ｍ制御部２２１からの出力）ｕ（ｔ）の差分Δｕ（ｔ）は、次式（１０）で与えられる。
【００４３】
【数３】

【００４４】
ここで、ｅ（ｔ）＝ω（ｔ）−ｙ（ｔ）、ｅ（ｔ）−ｅ（ｔ−１）＝Δｅ（ｔ）であるから、式（１０）より次式（１１）が得られる。
【００４５】
【数４】

【００４６】
但し、Ｋ（ｚ^−１）は次式（１２）で表されるもので、式（１３）のように展開して各制御ゲインに基づいて算出するものである。
【００４７】
【数５】

【００４８】
従って、式（１２）よりプラント入力ｕ（ｔ）は、次式（１４）で表される。
【００４９】
【数６】

【００５０】
ここで、非線形項を含めないものとして取り扱うことにすると、Ｓ／Ｍ制御部２２１の伝達関数Ｇ_Ｃ（ｚ^−１）は、次式（１５）のように表すことができる。
Ｇ_Ｃ（ｚ^−１）　＝　Ｋ（ｚ^−１）／（１−ｚ^−１）　　…（１５）
（Ｄ）前記むだ時間補償器２２２の伝達関数の算出について
上述したように、むだ時間補償器２２２は、スミス法を用いているので、むだ時間補償器２２２の伝達関数Ｇ_Ｌ（ｚ^−１）は、次式（１６）のように算出できる。
【００５１】

なお、ｚ^−１ｂ_０／Ａ（ｚ^−１）は、むだ時間がない場合の出力予測であり、ｚ^−ｋｂ_０／Ａ（ｚ^−１）は、むだ時間ｋ経過後の実出力予測である。
以上のようにして算出した各伝達関数（プラントモデル、Ｓ／Ｍ制御部２１、むだ時間補償器）を用いてブロック図で示したものが図５である。
（Ｅ）システム全体の閉ループ伝達関数Ｗ（ｚ^−１）の算出について
本実施形態では、上述したようにＳ／Ｍ制御部２２１の非線形項は含めないものとして、システム全体を閉ループ伝達関数で表す。
【００５２】
まず、前記Ｓ／Ｍ制御部２２１とむだ時間補償器２２２の局所フィードバックループを取り出し、目標（目標空燃比λｔ）から出力（フィードバック制御量）への１つの伝達関数を算出する。
図５において、Ｓ／Ｍ制御部２２１とむだ時間補償器２２とを含む局所フィードバックループの伝達関数Ｇ_ＣＬ（ｚ^−１）は、式（１５）、（１６）より次式（１７）のように算出できる。
【００５３】
【数７】

【００５４】
従って、プラント及び式（１７）に示す局所フィードバックループを含めたシステム全体の閉ループ伝達関数Ｗ（ｚ^−１）は、次式（１８）のように算出できる。
【００５５】
【数８】

【００５６】
なお、以上の算出結果を図６に示す。
（Ｆ）極配置法による前記Ｓ／Ｍ制御部２２１の制御ゲインの算出について
前記閉ループ伝達関数Ｗ（ｚ^−１）の特性多項式は、式（１８）の分母であり、（１これを次式（１９）のようにおく。
【００５７】
【数９】

【００５８】
このとき、応答性、行き過ぎ量、整定時間等の点から望ましい極（あらかじめ設定した極）となるようなＴ（ｚ^−１）を設定することで、Ｓ／Ｍ制御部２２１の各制御ゲインを以下のようにして算出する。
式（１９）より、次式（２０）が得られる。
【００５９】
【数１０】

【００６０】
ここで、式（１３）より、
Ｋ（ｚ^−１）＝（Ｋ_Ｐ＋Ｋ_Ｉ・Ｓ_Ｐ＋Ｋ_Ｉ・Ｓ_Ｄ＋Ｋ_Ｄ）−（Ｋ_Ｐ＋Ｋ_Ｉ・Ｓ_Ｄ＋２Ｋ_Ｄ）ｚ^−１＋Ｋ_Ｄｚ^−２
であるので、切換関数線形ゲインＳ_Ｐ及び切換関数微分ゲインＳ_Ｄを１に設定し、線形項線形ゲインＫ_Ｐ、適応則ゲインＫ_Ｉ、線形項微分ゲインＫ_Ｄを可変パラメータとすれば、次式（２１）によう表すことができるから、
【００６１】
【数１１】

【００６２】
となり、次式（２２）〜（２４）を得る。
【００６３】
【数１２】

【００６４】
従って、式（２２）〜（２４）をＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄについて解き、パラメータａ_１、ａ_２、ｂ_０を用いて表すと、各ゲインは次式（２５）〜（２７）のように算出できる。
【００６５】
【数１３】

【００６６】
なお、前記特性多項式Ｔ（ｚ^−１）＝１＋ｔ_１ｚ^−１＋ｔ_２ｚ^−２としては、例えば、減衰ζ＝０．７、固有角周波数ω＝３０としたときの二次系の連続時間システム、Ｇ（ｓ）＝ω^２／（ｓ^２＋２ζω・ｓ＋ω^２）をサンプル時間Ｔｉで離散化したときの伝達関数の分母を用いることが考えられる。
そして、このように算出した制御ゲインは、前記Ｓ／Ｍ制御部２２１に出力され、Ｓ／Ｍ制御部２２１は、かかる制御ゲインを用いてフィードバック制御量αを算出する（式（１３）参照）。
【００６７】
ところで、本実施形態の空燃比制御装置には、前記空燃比センサ１３の応答劣化を診断する機能が備えられており、かかる診断を図７のフローチャートに従って説明する。
ステップＳ３１では、診断条件が成立しているか否かを判定する。
具体的には、空燃比フィードバック制御中であって、所定運転領域で定常運転されているときに、診断条件が成立していると判断する。
【００６８】
診断条件が成立しているときには、ステップＳ３２へ進み、目標空燃比を強制的に切り替える設定を行う。
次のステップＳ３３では、目標空燃比切り替え後の経過時間の計測を開始させる。
ステップＳ３４では、空燃比センサ１３で検出される空燃比が切り替え後の目標空燃比に一致するようになったか否かを判別する。
【００６９】
そして、実際の空燃比が切り替え後の目標空燃比に一致するようになると、ステップＳ３５へ進み、目標空燃比切り替え後から実際の空燃比が切り替え後の目標空燃比に一致するまでに要した時間である診断値の算出を行う。
ステップＳ３６では、前記診断値と判定値ＳＬとを比較する。
尚、判定値ＳＬと比較させる診断値として、複数回の平均値を用いるようにしても良い。
【００７０】
前記診断値が判定値ＳＬよりも大きいとき、即ち、目標空燃比の変化に対する実空燃比の応答遅れが所定以上であるときには、ステップＳ３７へ進み、空燃比センサ１３の故障判定（応答劣化判定）を行い、警告ランプ（ＭＩＬ）の点灯などを行う。
一方、前記診断値が判定値ＳＬ以下であるときには、空燃比センサ１３の検出特性に大きな応答劣化はないものと判断し、ステップＳ３７を迂回して本ルーチンを終了させる。
【００７１】
図８のフローチャートは、前記プラントモデル同定部２２３による逐次同定を、前記空燃比センサ１３の応答診断時に停止させる処理を示す。
ステップＳ４１では、機関１の運転条件を読み込み、ステップＳ４２では、同定パラメータ（ａ_１，ａ_２，ｂ_０）の算出を行わせる。
ステップＳ４３では、前記空燃比センサ１３の応答劣化診断中であるか否かを判別する。
【００７２】
診断中でないときには、ステップＳ４４へ進み、ステップＳ４２における演算結果をそのまま前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄの演算に用いるようにする。
一方、ステップＳ４３で応答劣化診断中であると判定されたときには、ステップＳ４５へ進む。
ステップＳ４５では、予め運転条件（機関負荷・機関回転速度）毎に同定パラメータ（ａ_１，ａ_２，ｂ_０）の基準値を記憶したマップを参照して、そのときの運転条件に対応する同定パラメータ（ａ_１，ａ_２，ｂ_０）を検索し、該マップ検索で求めた同定パラメータ（ａ_１，ａ_２，ｂ_０）を前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄの演算に用いるようにする。
【００７３】
即ち、空燃比センサ１３の応答診断が行われている間は、そのときの運転条件に応じた同定パラメータの基準値が、前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄの演算に用いられることになる。
ステップＳ４６では、前記同定パラメータに基づき算出される前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄを用いて空燃比フィードバック制御を行う。
【００７４】
上記構成によると、前記診断中において、ゲインの算出に用いる同定パラメータが、空燃比センサ１３の応答劣化に対応しない基準値に固定されるから、空燃比センサ１３の応答劣化による影響が空燃比フィードバック制御にそのまま表れ、空燃比センサ１３の応答劣化を精度良く診断することができる。
図９のフローチャートは、前記プラントモデル同定部２２３による逐次同定を、前記空燃比センサ１３の応答診断時に停止させる処理の別の実施形態を示す。
【００７５】
ステップＳ５１では、機関１の運転条件を読み込み、ステップＳ５２では、同定パラメータ（ａ_１，ａ_２，ｂ_０）の算出を行わせる。
ステップＳ５３では、前記空燃比センサ１３の応答劣化診断中であるか否かを判別する。
診断中でないときには、ステップＳ５４へ進み、ステップＳ５２における演算結果をそのまま前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄの演算に用いるようにする。
【００７６】
一方、ステップＳ５３で応答劣化診断中であると判定されたときには、ステップＳ５５へ進み、応答診断開始の初回であるか否かを判別する。
そして、初回であるときには、ステップＳ５６へ進み、前記ステップＳ５２で算出した同定パラメータ（ａ_１，ａ_２，ｂ_０）を、診断中同定パラメータ記憶用ＲＡＭに格納する。
【００７７】
ステップＳ５５で初回でないと判別されると、ステップＳ５７へ進み、前記診断中同定パラメータ記憶用ＲＡＭに格納されている同定パラメータ（ａ_１，ａ_２，ｂ_０）を、前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄの演算に用いるようにする。
即ち、空燃比センサ１３の応答診断が行われている間は、診断開始直前に演算された同定パラメータが、前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄの演算に用いられることになる。
【００７８】
ステップＳ５８では、前記同定パラメータに基づき算出される前記ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄを用いて空燃比フィードバック制御を行う。
上記構成によると、診断中に同定パラメータの算出結果が変化しても、これによって、ゲインＫ_Ｐ、Ｋ_Ｉ、Ｋ_Ｄが修正されることがなく、前記空燃比センサ１３の応答診断における診断値がばらつくことを回避でき、以って、診断を精度良く行わせることができる。
【００７９】
尚、上記実施形態では、スライディングモード制御によって空燃比をフィードバック制御する構成としたが、通常の比例・積分・微分制御によってフィードバック制御を行う構成であっても良い。
更に、上記実施形態から把握し得る請求項以外の技術思想について、以下にその効果と共に記載する。
（イ）請求項２記載の内燃機関の空燃比制御装置において、前記診断中において、前記プラントモデルのパラメータを、機関負荷及び機関回転速度に応じて予め設定された値に固定することを特徴とする内燃機関の空燃比制御装置。
【００８０】
上記構成によると、空燃比センサの診断を行う間は、予め機関負荷及び機関回転速度に応じて設定された値に、プラントモデルのパラメータが固定される。
従って、機関負荷及び機関回転速度に対応する適切なゲインで空燃比フィードバック制御を行わせつつ、空燃比センサの診断を精度良く行わせることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態を示す内燃機関のシステム図。
【図２】本発明に係る空燃比制御全体を示すブロック図。
【図３】むだ時間算出部２２５におけるむだ時間算出のフローチャート。
【図４】むだ時間更新部２２６におけるむだ時間の補正・更新のフローチャート。
【図５】プラント、Ｓ／Ｍ制御部２２１及びむだ時間補償器２２２を伝達関数で表したブロック図。
【図６】本発明におけるセルフチューニングコントロールを用いたスライディングモード制御による空燃比フィードバック制御全体を示すブロック図。
【図７】空燃比センサの応答劣化診断のフローチャート。
【図８】劣化診断時における同定停止処理のフローチャート。
【図９】劣化診断時における同定停止処理のフローチャート。
【符号の説明】
１…内燃機関、５…燃料噴射弁、６…コントロールユニット（Ｃ／Ｕ）、１３…空燃比センサ[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to an air-fuel ratio control device for an internal combustion engine, and more particularly, to a device that sequentially identifies a plant model and corrects a feedback gain.
[0002]
[Prior art]
2. Description of the Related Art Conventionally, an air-fuel ratio feedback control device configured to sequentially identify a plant model representing a control system and perform feedback control using parameters of the identified plant model has been known (Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-230451, See JP-A-2000-140684).
[0003]
[Problems to be solved by the invention]
Incidentally, when the air-fuel ratio sensor used for the air-fuel ratio feedback control deteriorates, the detection response delay increases.
Therefore, diagnosis of the progress of deterioration (occurrence of a failure) of the air-fuel ratio sensor based on the detection response delay has been conventionally performed.
[0004]
However, a feedback system configured to sequentially identify a plant model representing the detection delay characteristics of the air-fuel ratio sensor and to set a feedback gain using the parameters of the identified plant model may compensate for the increase in the response delay of the air-fuel ratio sensor. The gain is corrected.
For this reason, there has been a problem that the diagnosis of the deteriorated air-fuel ratio sensor is regarded as a normal product, or the parameters of the plant model are changed during the diagnosis, resulting in variation in the response diagnosis.
[0005]
The present invention has been made in view of the above problems, and has as its object to accurately diagnose an increase in a response delay of an air-fuel ratio sensor in an air-fuel ratio feedback system in which a plant model is sequentially identified.
[0006]
[Means for Solving the Problems]
Therefore, in the first aspect of the present invention, in the air-fuel ratio control device, the plant model representing the detection delay characteristic of the air-fuel ratio sensor is sequentially identified, and the control gain in the feedback control is set using the parameters of the identified plant model. When the output characteristic of the fuel ratio sensor is diagnosed during the feedback control, the identification is sequentially stopped.
[0007]
According to the above configuration, when diagnosing the output characteristics of the air-fuel ratio sensor (diagnosis of response deterioration) during the air-fuel ratio feedback control, the sequential identification of the plant model is stopped and the parameters of the plant model are kept constant.
Therefore, the feedback gain is not changed based on the parameters of the plant model during the diagnosis, and the diagnosis of the air-fuel ratio sensor can be performed stably and accurately.
[0008]
According to the second aspect of the present invention, during the diagnosis, the parameters of the plant model are fixed to values set in advance according to the operating conditions.
According to the above configuration, when diagnosing the output characteristic of the air-fuel ratio sensor (diagnosis of response deterioration) during the air-fuel ratio feedback control, the parameters of the plant model are calculated based on the operation results up to that point based on the operating conditions (eg, engine load, engine load, etc.). The value is switched to a preset value in accordance with the rotation speed, and is maintained during the diagnosis.
[0009]
Therefore, the diagnosis of the air-fuel ratio sensor can be performed in a state where the parameters of the plant model are maintained at values that are not affected by the characteristic change of the air-fuel ratio sensor, and the diagnosis of the air-fuel ratio sensor is performed stably and accurately. be able to.
According to the third aspect of the present invention, during the diagnosis, the parameters of the plant model are held at the values immediately before the start of the diagnosis.
[0010]
According to the above configuration, when diagnosing the output characteristics of the air-fuel ratio sensor (diagnosis of response deterioration) during the air-fuel ratio feedback control, the parameters of the plant model are held at the values immediately before the start of the diagnosis during the diagnosis.
Therefore, while the parameters of the plant model are set to approximately appropriate values, the feedback gain is not changed based on the parameters of the plant model during the diagnosis, and the diagnosis of the air-fuel ratio sensor is performed stably and accurately. Can be.
[0011]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
FIG. 1 is a system diagram of an internal combustion engine showing one embodiment of the present invention.
As shown in FIG. 1, an air flow meter 3 for detecting an intake air flow rate Qa is provided in an intake passage 2 of the internal combustion engine 1, and a throttle valve 4 is provided downstream of the air flow meter 3.
[0012]
The fuel injection valve 5 provided in the intake passage 2 is driven to open by an injection pulse signal from a control unit (C / U) 6 containing a microcomputer to inject and supply fuel.
Each cylinder of the engine 1 is provided with an ignition plug 8 for performing spark ignition in a combustion chamber 7, and ignites a mixture sucked through an intake valve 9 by spark ignition.
[0013]
The combustion exhaust is discharged to an exhaust passage 11 via an exhaust valve 10 and discharged to the atmosphere via a catalytic converter 12.
A wide-range air-fuel ratio sensor 13 that linearly detects an air-fuel ratio according to the oxygen concentration in the exhaust gas is provided in the exhaust passage 11 on the upstream side of the catalytic converter 12.
Further, a crank angle sensor 14 for outputting a crank angle signal for each predetermined crank angle of the engine 1, a water temperature sensor 15 for detecting a cooling water temperature Tw in a cooling jacket of the engine 1, and an opening TVO of the throttle valve 4 are detected. Various sensors such as a throttle opening sensor 16 are provided, and these detection signals are input to the control unit 6.
[0014]
The control unit 6 controls the fuel injection valve 5 as follows.
First, a basic fuel injection amount Tp = Qa / Ne × K (K) corresponding to stoichiometric (λ = 1) is obtained from the intake air amount Qa and the engine rotation speed Ne detected based on a signal from the crank angle sensor 14. Is a constant).
[0015]
Next, it is determined whether to perform feedback control or open-loop control of the air-fuel ratio in accordance with the operating state. If feedback control is to be performed, the air-fuel ratio feedback correction coefficient is calculated, the basic fuel injection amount Tp is corrected by the air-fuel ratio feedback correction coefficient α and the target air-fuel ratio λt, and the final fuel injection amount Ti (Ti = Tp × (14.7 / λt) × α ).
[0016]
On the other hand, in the case of the open loop control, the air-fuel ratio feedback correction coefficient α is fixed at 1, and the final fuel injection amount Ti is calculated.
Then, an injection signal corresponding to the final fuel injection amount Ti is output to the fuel injection valve 5.
Here, the air-fuel ratio fuel control according to the present embodiment will be described in detail.
[0017]
FIG. 2 is a diagram showing an air-fuel ratio control unit in the control unit (C / U) 6.
As shown in FIG. 2, the air-fuel ratio control unit according to the present embodiment includes an output determination unit 21 and an air-fuel ratio feedback control unit 22.
The output determination unit 21 determines whether or not to output the feedback control amount (the air-fuel ratio feedback correction coefficient α) calculated by the air-fuel ratio feedback control unit 22 to the fuel injection valve 5 according to the operating state.
[0018]
If it is determined that the feedback control amount is not output, a fixed value (1 during open loop control, 0 during fuel cut) is output instead of the feedback control amount.
As shown in FIG. 2, the air-fuel ratio feedback control unit 22 includes a sliding mode control unit (hereinafter, referred to as an S / M control unit) 221, a dead time compensator 222, a plant model identification unit 223, and a control gain calculation. A unit 224, a dead time calculation unit 225, and a dead time update unit 226 are configured.
[0019]
The S / M control unit 221 controls a plant u (t between the fuel injection valve 5 and the air-fuel ratio sensor 13) by a sliding mode control based on a deviation between the target air-fuel ratio λt and the actual air-fuel ratio λr. ), That is, the feedback control amount (air-fuel ratio feedback correction coefficient) α of the fuel injection valve 5 is calculated as in the following equation (1).
[0020]
(Equation 1)

[0021]
However, e (t) is an input, _{K P} is linear term linear gain, _{K D} is the linear term derivative gain, _{K I} is an adaptive law gain, _{K N} is the nonlinear gain of the S / M control unit 221.
Further, in sigma (t) is the switching function, _{S P} a switching function linear gain, when the switching function derivative gain to _{S D,} expressed as _{σ (t) = S p e} (t) + S D e (t) Things.
The above-mentioned linear term control gains (K _P , K _D , K _I ) are calculated by a control gain calculator 224 described later.
[0022]
The dead time compensator 222 executes dead time compensation control by the Smith method, and compensates for the effect of dead time (e.g., delay in transport of exhaust gas) included in the plant by local feedback using a plant model.
The plant model identification unit 223 expresses the (plant) from the fuel injection valve 5 to the air-fuel ratio sensor 13 by a plant model, and sequentially identifies the plant model online.
[0023]
Specifically, each parameter of the plant model is sequentially estimated using a sequential least squares method (RLS method), and the estimated parameters are output to the control gain calculating unit 224.
The control gain calculation unit 224 uses the parameters of the plant model estimated by the plant model identification unit 223 to control the linear term control gains K _P , K _D , and K _I of the sliding mode control in the S / M control unit 221. Is calculated.
[0024]
The linear term control gain K _P, K _D, calculated for K _I are those performed by the self-tuning control by the pole assignment method, specifically, the entire system (plant, S / M control unit 221 and the dead time Compensator 222 etc.) is represented by one closed loop transfer function, and the linear term control gains K _P , K _{D of the} sliding mode control are set such that the poles match desired poles in terms of response, overshoot amount, settling time, and the like. , to calculate the _{K I.}
[0025]
The dead time calculating unit 225 calculates a dead time k included in the plant, that is, a delay time from when the fuel injection valve 5 is controlled to when the effect is detected by the air-fuel ratio sensor 13.
Hereinafter, the calculation of the dead time k in the present embodiment will be described.
FIG. 3 is a control flow for calculating the dead time, which is executed during the air-fuel ratio feedback control.
[0026]
In FIG. 3, in step S1, the intake air amount Qa is read.
In step S2, a dead time k is calculated by searching a table Tk as shown in the figure based on the read intake air amount Qa.
The dead time updating section 226 corrects and updates the current dead time, and FIG. 4 shows a specific control flow.
[0027]
In FIG. 4, in step S11, it is determined whether or not a change in the opening TVO of the throttle valve 4 (a change in the throttle opening) is equal to or less than a predetermined value (for example, 5 deg).
This determination is made to determine whether or not the vehicle is in a steady state, and may be another method.
If the change in the throttle opening is equal to or smaller than the predetermined value (that is, if it is determined that the vehicle is in a steady state), the process proceeds to step S12. If the change in the throttle opening exceeds the predetermined value, the control is not performed.
[0028]
In steps S12 and S13, the actual air-fuel ratio λr detected by the air-fuel ratio sensor 13 is sequentially sampled for a predetermined time.
In step S14, it is determined whether or not the absolute value εmax (= │λmax-λmin│, hereinafter, referred to as the maximum amplitude) of the difference between the sampled actual air-fuel ratio maximum value λmax and minimum value λmin is equal to or greater than a predetermined amount. .
[0029]
This determination is performed to determine whether the actual air-fuel ratio λr has converged to the target air-fuel ratio λt.
If the maximum amplitude εmax is equal to or larger than the predetermined amount, it is determined that the convergence has not occurred, and the process proceeds to step S15. If the maximum amplitude εmax is smaller than the predetermined amount, it is determined that the convergence has occurred, and the control is performed (ie, Correction and update of dead time) are not performed.
[0030]
Note that the actual air-fuel ratio λr (the average value thereof) and the target air-fuel ratio λt may be directly compared with each other to determine whether or not the difference is converged.
In step S15, it is confirmed whether or not the dead time correction flag fk is 0.
The dead time correction flag fk is set when the convergence state deteriorates after the correction for increasing the dead time is performed (see step S20), and the dead time correction flag fk must be set to 1. If so, the process proceeds to step S16.
[0031]
In step S16, the current dead time k (-1) is corrected to increase by a predetermined time Δku (k = k (-1) + Δku), and the dead time k is updated.
Then, in steps S17 and S18, the actual air-fuel ratio λr after updating the dead time (after increasing the dead time) is sequentially sampled for a predetermined time.
In step S19, the maximum amplitude before and after updating the dead time is compared, and the maximum amplitude εmax after updating the dead time is smaller than the maximum amplitude before updating (that is, the maximum amplitude calculated in step S14) εmax (-1). If not, it is determined that the convergence of the air-fuel ratio has deteriorated due to the correction for increasing the dead time, and the process proceeds to step S20 to set 1 to the dead time correction flag fk.
[0032]
By the setting of the dead time correction flag fk, the next correction is performed in a direction to reduce the dead time (step S15 → S21).
In step S15, when it is determined that 1 is set to the dead time correction flag fk, it is estimated that the convergence of the air-fuel ratio has deteriorated as a result of performing the correction to increase the dead time last time. Therefore, the process proceeds to step S21, in which the dead time k is updated by correcting the current dead time by a predetermined time Δkd (k = k (−1) −Δkd).
[0033]
Then, in steps S22 and S23, the actual air-fuel ratio λr after the dead time update (after the dead time reduction) is sequentially sampled for a predetermined time.
In step S24, the maximum amplitudes before and after the dead time update are compared, and the maximum amplitude εmax after the dead time update must be smaller than before the update (that is, the maximum amplitude calculated in step S14) εmax (-1). For example, it is determined that the convergence of the air-fuel ratio has deteriorated due to the correction for reducing the dead time, and the process proceeds to step 25S to reset the dead time correction flag fk to 0.
[0034]
By resetting the dead time correction flag fk to 0, the next correction is performed in the direction of increasing the dead time (step S15 → step S16).
As described above, basically, the dead time k is calculated based on the intake air amount Qa (of course, the dead time k may be calculated in consideration of the engine speed Ne, the exhaust temperature Te, and the like). After that, since the dead time is corrected and updated by judging the convergence of the air-fuel ratio, the dead time used for control is affected by the change over time, causing an error with the actual dead time of the plant, and the convergence state is reduced. Even if it gets worse, it can be improved.
[0035]
Next, the calculation of the control gain of the sliding mode control performed by the control gain calculator 224, that is, the calculation of the control gain using the self-tuning control by the pole placement method will be described.
Calculation of the control gain, first, set the plant model _G P ^{(z -1)} representing the plant transfer function, then, the transfer function _G C ^{(z -1)} of S / M control unit 221 and the dead time compensation The transfer function _GL (z- ¹ ) of the detector 22 is obtained.
[0036]
Then, these transfer functions are combined to calculate a closed-loop transfer function W (z ⁻¹ ) of the entire system, and the control gain (K _P , K _D, to calculate the _{K I).}
Hereinafter, the setting of the plant model, the identification of the plant model (parameter estimation), the transfer function of the S / M control unit 221, the transfer function of the dead time compensator 222, and the calculation of the control gain of the sliding mode control will be described in order. .
(A) Regarding the setting of the plant model The dead time k calculated by the dead time calculating unit 225 or the dead time updating unit 226 calculates and updates the interval between the fuel injection valve 5 and the air-fuel ratio sensor 13 (plant). In this case, the second-order ARX model A (z ⁻¹ ) shown in the following equations (2) and (3) is expressed by using the updated dead time k (≧ 1).
[0037]
A (z ⁻¹ ) y (t) = z− ^kb ₀ u (t) + ε (t) (2)
A (z ⁻¹ ) = 1 + a ₁ z ⁻¹ + a ₂ z ⁻² (3)
Here, y (t) is the plant output (ie, the actual air-fuel ratio λt), u (t) is the plant input value (ie, the feedback control amount α of the fuel injector 5), and ε (t) is the random noise. .
[0038]
Then, the transfer function GP (z ⁻¹ ) of the plant model can be expressed as in the following equation (4), and the estimated parameter vector θ (t) and the data vector ψ (tk) are expressed by the following ( Equations 5) and (6) are obtained.
^{_{G P (z -1) = z}} -k b 0 / A (z -1) ... (4)
θ (t) = [a ₁ (t), a ₂ (t), b ₀ (t)] ^T (5)
ψ (tk) = [− y (t−1), −y (t−2), u (tk)] ^T (6)
(B) The plant model set for the identification (parameter estimation) of the plant model is identified by the plant model identification unit 223.
[0039]
Here, the plant model is set using the dead time k, and the plant model is identified by the feedback control amount α that is the input data of the plant and the output data after the elapse of the dead time k that is the corresponding output data. This is performed based on the air-fuel ratio.
For identification of such a plant model, a sequential least squares method (RLS method) is used, and each parameter is estimated such that the square of the error between the actual value and the estimated value is minimized.
[0040]
The specific arithmetic expression is the same as the general weighted successive least squares method (RLS method). For the time update expression: t = 1, 2,. 9) is calculated.
[0041]
(Equation 2)

[0042]
Note that the forgetting coefficients λ ₁ and λ ₂ are set to λ ₁ = λ ₂ = 1 when there is no forgetting element, and λ ₁ = 0.98 and λ ₂ = 1 when the forgetting element is added. .
Further, in the present embodiment, the initial value θ0 of the parameter estimation value is set to a value (for example, a ₁ (0) = A1, a ₂ (0) = A2, b ₀ (0 ) = B1), thereby shortening the time until convergence.
(C) Calculation of Transfer Function of S / M Control Unit 221 The S / M control unit 221 is converted into a transfer function as follows. First, assuming that y (t) is a plant output value (actual air-fuel ratio λr), ω (t) is a target value (target air-fuel ratio λt), and e (t) = ω (t) −y (t), 1 The difference Δu (t) of the plant input (ie, the output from the S / M control unit 221) u (t) in the sample is given by the following equation (10).
[0043]
[Equation 3]

[0044]
Here, since e (t) = ω (t) −y (t) and e (t) −e (t−1) = Δe (t), the following equation (11) is obtained from the equation (10). Can be
[0045]
(Equation 4)

[0046]
Here, K (z ⁻¹ ) is represented by the following equation (12), and is calculated based on each control gain by expanding as in equation (13).
[0047]
(Equation 5)

[0048]
Therefore, from equation (12), the plant input u (t) is represented by the following equation (14).
[0049]
(Equation 6)

[0050]
Here, assuming that the nonlinear term is not included, the transfer function G _C (z ⁻¹ ) of the S / M control unit 221 can be expressed as in the following equation (15).
^{_{G C (z -1) = K}} (z -1) / (1-z -1) ... (15)
(D) Calculation of the transfer function of the dead time compensator 222 As described above, since the dead time compensator 222 uses the Smith method, the transfer function G _L (z ⁻¹ ) of the dead time compensator 222 is used. Can be calculated as in the following equation (16).
[0051]

Note that z ⁻¹ b ₀ / A (z ⁻¹ ) is an output prediction when there is no dead time, and z ^−kb ₀ / A (z ⁻¹ ) is an actual output prediction after the lapse of dead time k. It is.
FIG. 5 is a block diagram using each transfer function (plant model, S / M control unit 21, dead time compensator) calculated as described above.
(E) Calculation of Closed Loop Transfer Function W (z ⁻¹ ) of Entire System In the present embodiment, as described above, the entire system is represented by a closed loop transfer function on the assumption that the nonlinear term of the S / M control unit 221 is not included. .
[0052]
First, a local feedback loop of the S / M control unit 221 and the dead time compensator 222 is taken out, and one transfer function from a target (target air-fuel ratio λt) to an output (feedback control amount) is calculated.
In FIG. 5, the transfer function G _CL (z ⁻¹ ) of the local feedback loop including the S / M control unit 221 and the dead time compensator 22 is given by the following equation (17) from equations (15) and (16). Can be calculated.
[0053]
(Equation 7)

[0054]
Therefore, the closed loop transfer function W (z ⁻¹ ) of the whole system including the plant and the local feedback loop shown in the equation (17) can be calculated as in the following equation (18).
[0055]
(Equation 8)

[0056]
FIG. 6 shows the above calculation results.
(F) Calculation of Control Gain of S / M Control Unit 221 by Pole Assignment Method The characteristic polynomial of the closed-loop transfer function W (z ⁻¹ ) is the denominator of equation (18), and Set as in (19).
[0057]
(Equation 9)

[0058]
At this time, each control gain of the S / M control unit 221 is set by setting T (z ⁻¹ ) so as to be a desirable pole (preset pole) in terms of responsiveness, overshoot amount, settling time, and the like. It is calculated as follows.
From the equation (19), the following equation (20) is obtained.
[0059]
(Equation 10)

[0060]
Here, from equation (13),
^{_{K (z -1) = (K}} P + K I · S P + K I · S D + K D) - (K P + K I · S D + 2K D) z -1 + K D z -2
Since it is, to set the switching function linear gain S _P and switching function derivative gain S _D to 1, the linear term linear gain K _P, the adaptive law gain K _I, if the linear term derivative gain K _D variable parameter, the following Since it can be expressed as in equation (21),
[0061]
[Equation 11]

[0062]
And the following equations (22) to (24) are obtained.
[0063]
(Equation 12)

[0064]
Therefore, when Equations (22) to (24) are solved for K _P , K _I , and K _D and expressed using parameters a ₁ , a ₂ , and b ₀ , each gain is expressed by the following Equations (25) to (27). Can be calculated as follows.
[0065]
(Equation 13)

[0066]
Note that, as the characteristic polynomial T (z ⁻¹ ) = 1 + t ₁ z ⁻¹ + t ₂ z ⁻² , for example, continuous time of a secondary system when attenuation ζ = 0.7 and natural angular frequency ω = 30 It is conceivable to use the denominator of the transfer function when the system, G (s) = ω ² / (s ² + 2ζω · s + ω ² ) is discretized by the sample time Ti.
The control gain thus calculated is output to the S / M control unit 221, and the S / M control unit 221 calculates the feedback control amount α using the control gain (see Expression (13)). .
[0067]
By the way, the air-fuel ratio control device of the present embodiment has a function of diagnosing the deterioration of the response of the air-fuel ratio sensor 13, and the diagnosis will be described with reference to the flowchart of FIG.
In step S31, it is determined whether a diagnosis condition is satisfied.
Specifically, it is determined that the diagnosis condition is satisfied when the air-fuel ratio feedback control is being performed and the steady operation is being performed in the predetermined operation region.
[0068]
When the diagnosis condition is satisfied, the process proceeds to step S32, and a setting for forcibly switching the target air-fuel ratio is performed.
In the next step S33, measurement of the elapsed time after switching the target air-fuel ratio is started.
In step S34, it is determined whether or not the air-fuel ratio detected by the air-fuel ratio sensor 13 has become equal to the target air-fuel ratio after switching.
[0069]
Then, when the actual air-fuel ratio becomes equal to the target air-fuel ratio after switching, the process proceeds to step S35, and the time required after the target air-fuel ratio is switched until the actual air-fuel ratio matches the target air-fuel ratio after switching. Is calculated.
In step S36, the diagnostic value is compared with the determination value SL.
Note that an average value of a plurality of times may be used as the diagnostic value to be compared with the determination value SL.
[0070]
When the diagnostic value is larger than the determination value SL, that is, when the response delay of the actual air-fuel ratio with respect to the change of the target air-fuel ratio is equal to or more than a predetermined value, the process proceeds to step S37, and the failure determination of the air-fuel ratio sensor 13 (response degradation determination). To turn on a warning lamp (MIL).
On the other hand, when the diagnostic value is equal to or less than the determination value SL, it is determined that there is no significant response deterioration in the detection characteristics of the air-fuel ratio sensor 13, and the routine bypasses step S37 and ends.
[0071]
The flowchart of FIG. 8 shows a process of stopping the sequential identification by the plant model identification unit 223 at the time of the response diagnosis of the air-fuel ratio sensor 13.
In step S41, the operating conditions of the engine 1 are read, and in step S42, the calculation of the identification parameters (a ₁ , a ₂ , b ₀ ) is performed.
In step S43, it is determined whether or not the response deterioration diagnosis of the air-fuel ratio sensor 13 is being performed.
[0072]
When not in diagnostics, the process proceeds to step S44, as the gain _K P calculation result in step _S42, K I, so that used for calculation of the _{K D.}
On the other hand, when it is determined in step S43 that the response deterioration diagnosis is being performed, the process proceeds to step S45.
In step S45, referring to a map in which reference values of identification parameters (a ₁ , a ₂ , b ₀ ) are stored in advance for each operating condition (engine load / engine speed), identification corresponding to the operating condition at that time is performed. Find the parameter _{(a 1, a 2, b} 0), identification parameters determined in the map search _{(a 1, a 2, b} 0) the gain _{K P, K I,} as used in the calculation with a _{K D} I do.
[0073]
That is, while the response diagnosis of the air-fuel ratio sensor 13 is being performed, the reference value of the identification parameter in accordance with the operating condition at that time, will be used the gain K _P, K _I, the calculation a K _D .
In step S46, air-fuel ratio feedback control is performed using the gains K _P , K _I , and K _D calculated based on the identification parameters.
[0074]
According to the above configuration, during the diagnosis, the identification parameter used for calculating the gain is fixed to the reference value that does not correspond to the deterioration of the response of the air-fuel ratio sensor 13. Appearing in the control as it is, it is possible to accurately diagnose the response deterioration of the air-fuel ratio sensor 13.
The flowchart of FIG. 9 shows another embodiment of the processing for stopping the sequential identification by the plant model identification unit 223 at the time of the response diagnosis of the air-fuel ratio sensor 13.
[0075]
In step S51, the operating conditions of the engine 1 are read, and in step S52, the calculation of the identification parameters (a ₁ , a ₂ , b ₀ ) is performed.
In step S53, it is determined whether or not the response deterioration diagnosis of the air-fuel ratio sensor 13 is being performed.
When not in diagnostics, the process proceeds to step S54, as the gain _K P calculation result in step _S52, K I, so that used for calculation of the _{K D.}
[0076]
On the other hand, when it is determined in step S53 that the response deterioration diagnosis is being performed, the process proceeds to step S55, and it is determined whether or not the response diagnosis is started for the first time.
If it is the first time, the process proceeds to step S56, and the identification parameters (a ₁ , a ₂ , b ₀ ) calculated in step S52 are stored in the identification parameter storage RAM during diagnosis.
[0077]
If it is determined in step S55 that it is not the first time, the process proceeds to step S57, in which the identification parameters (a ₁ , a ₂ , b ₀ ) stored in the identification parameter storage RAM during diagnosis are stored in the gains K _P and K _I. , so that used for calculation of the _{K D.}
That is, while the response diagnosis of the air-fuel ratio sensor 13 is being performed, the identification parameter that is calculated on the diagnosis start immediately before, the gain K _P, K _I, will be used in the calculation of the K _D.
[0078]
In step S58, air-fuel ratio feedback control is performed using the gains K _P , K _I , and K _D calculated based on the identification parameters.
According to the above arrangement, even if the calculation result of the identification parameters in the diagnosis is changed, whereby the gain K _P, K _I, without a K _D is corrected, the diagnostic value in the response diagnosis of the air-fuel ratio sensor 13 Can be avoided, so that diagnosis can be performed with high accuracy.
[0079]
In the above embodiment, the air-fuel ratio is feedback-controlled by the sliding mode control. However, the feedback control may be performed by normal proportional, integral, and differential control.
Further, technical ideas other than the claims that can be grasped from the above embodiment will be described below together with their effects.
(A) The air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine according to claim 2, wherein during the diagnosis, the parameters of the plant model are fixed to values set in advance according to the engine load and the engine speed. Control device for an internal combustion engine.
[0080]
According to the above configuration, during the diagnosis of the air-fuel ratio sensor, the parameters of the plant model are fixed to values set in advance according to the engine load and the engine speed.
Therefore, the air-fuel ratio sensor can be accurately diagnosed while performing the air-fuel ratio feedback control with an appropriate gain corresponding to the engine load and the engine rotation speed.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a system diagram of an internal combustion engine showing an embodiment of the present invention.
FIG. 2 is a block diagram showing the entire air-fuel ratio control according to the present invention.
FIG. 3 is a flowchart of dead time calculation in a dead time calculation unit 225.
FIG. 4 is a flowchart of dead time correction / update in a dead time update unit 226;
FIG. 5 is a block diagram showing a plant, an S / M control unit 221 and a dead time compensator 222 represented by a transfer function.
FIG. 6 is a block diagram showing the whole air-fuel ratio feedback control by the sliding mode control using the self-tuning control in the present invention.
FIG. 7 is a flowchart of a response deterioration diagnosis of the air-fuel ratio sensor.
FIG. 8 is a flowchart of an identification stop process at the time of deterioration diagnosis.
FIG. 9 is a flowchart of identification stop processing at the time of deterioration diagnosis.
[Explanation of symbols]
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 ... Internal combustion engine, 5 ... Fuel injection valve, 6 ... Control unit (C / U), 13 ... Air-fuel ratio sensor

Claims (3)

An air-fuel ratio sensor that detects an air-fuel ratio based on a specific component concentration in the exhaust gas,
In order to make the air-fuel ratio detected by the air-fuel ratio sensor coincide with the target air-fuel ratio, the fuel injection amount to the engine by the fuel injection valve is feedback-controlled,
An air-fuel ratio control device that sequentially identifies a plant model representing a detection delay characteristic of the air-fuel ratio sensor and sets a control gain in the feedback control using parameters of the identified plant model,
The air-fuel ratio control device for an internal combustion engine, wherein the sequential identification is stopped when diagnosing the output characteristic of the air-fuel ratio sensor during the feedback control. The air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine according to claim 1, wherein during the diagnosis, a parameter of the plant model is fixed to a value set in advance according to an operating condition. 2. The air-fuel ratio control device for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the parameter of the plant model is held at a value immediately before the start of the diagnosis during the diagnosis.

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