内燃机的控制装置和方法以及发动机控制单元

摘要

提供了内燃机的控制装置和方法以及发动机控制单元，在使混合气的燃烧模式在多个燃烧模式间切换的情况下，能够抑制扭矩阶差或剧烈的转速变动并且能够提高燃料效率。在成层燃烧模式和均匀燃烧模式间对燃烧模式进行切换而运转的内燃机的控制装置具有ECU。ECU在怠速转速控制中，将点火操作量计算成为在第一次喷射率变化时，抵消与燃烧模式的切换相伴随的发动机转速变化，并将进气操作量计算成为在第一次喷射率变化时，抵消由点火操作量引起的发动机转速变化。

说明书

技术领域

本发明涉及在多个燃烧模式之间对混合气的燃烧模式进行切换而运转的内燃机的控制装置和方法以及发动机控制单元。

背景技术

以往，作为内燃机的控制装置，已知有例如日本特开平10-227239号公报中记载的控制装置。该内燃机为通过燃料喷射阀向气缸内直接喷射燃料的所谓直喷式。在该控制装置中，根据内燃机的负载、即油门踏板的开度，选择性地把燃料喷射模式切换为下列模式中的任意一种：在压缩行程中一次喷射燃料的低负载时用的第一模式；分割燃料而在进气行程和压缩行程中分别喷射的中负载时用的第二模式；在进气行程中一次喷射燃料的高负载时用的第三模式。由此，内燃机在低负载区中以混合气成层燃烧的方式进行运转，在中负载区中以混合气的一部分成层燃烧而其余的混合气均匀燃烧的方式进行运转，在高负载区中以混合气均匀燃烧的方式进行运转。

另外，该控制装置中如下进行点火正时控制。首先，基于上述燃料喷射模式选择第一～第三模式用的三个点火正时映射图中的任意一个。在该第一模式用的点火正时映射图中，映射值和负载基本无关地设为恒定，并且在第二和第三模式用的点火正时映射图中，设为负载越大则映射值越为滞后侧的值。而且，在彼此相邻的负载区用的两个点火正时映射图中，在负载区的边界附近，映射值设定为相对于负载相互不连续而具有较大的曲轴角度差。

接着，在点火正时控制中，根据负载检索所选择的点火正时映射图，从而计算点火正时。此时，当负载处于三个模式域中的任意一个中时，通过两个映射图检索值的插值运算来计算点火正时，并且当负载处于两个模式域的边界附近时，禁止两个映射图检索值的插值运算而仅根据一个映射图检索值来进行计算。

采用上述控制方法来计算点火正时的理由如下。通常，对这两种模式进行比较时：上述第一或第三模式的在一个燃烧周期中仅喷射一次燃料的单次喷射模式，和上述第二模式的分割为两次来喷射燃料的分割喷射模式，对于两者，如上所述混合气的燃烧状态彼此不同，热效率(即燃烧效率)彼此不同，因此发生扭矩的差较大。其结果，当燃料喷射模式随着负载变化而在两种模式间变化时，由此而发生扭矩阶差或剧烈的转速变动，导致运转性降低。因此，当负载为两个模式域的边界附近的值时，禁止两个映射图检索值的插值运算，仅根据一个映射图检索值进行计算，因此能够使点火正时迅速变化，从而防止发生上述扭矩阶差或剧烈的转速变动，提高运转性。

在上述日本特开平10-227239号公报的控制装置中，为了抑制燃料喷射模式在两个模式之间变化时的扭矩阶差或急剧转速变动，禁止两个映射图检索值的插值运算，并且作为点火正时映射图，使用在负载区的边界附近映射值相对于负载互不连续而具有较大的曲轴角度差的映射图。但是，由点火正时的超前带来的扭矩增大量小于两个模式之间的发生扭矩差，不足以抑制扭矩阶差和剧烈转速变动。其结果，仍然会产生扭矩阶差和剧烈的转速变动，从而导致运转性降低。此外，为了抑制扭矩阶差和剧烈的转速变动，将边界附近的两个映射值设定为不连续而具有较大的曲轴角度差，因此需要将一方的映射值设定于相对滞后侧的值，其结果导致热效率降低、燃料效率恶化。

发明内容

本发明目的在于，解决上述问题而提供在使混合气的燃烧模式在多个燃烧模式间切换的情况下，能够抑制扭矩阶差或剧烈的转速变动并且能够提高燃料效率的内燃机控制装置和方法以及发动机控制单元。

为了实现上述目的，根据本发明的第一方式，提供了一种内燃机的控制装置，该内燃机具有多个燃烧模式，在该多个燃烧模式中，表示发生扭矩的控制量在同一运转条件下互不相同，当预定的切换条件成立时，在多个燃烧模式间切换燃烧模式而使该内燃机运转，其特征在于，该内燃机控制装置具有：第一操作量计算单元，其计算用于改变所述控制量的第一操作量，使得在所述预定的切换条件成立时，抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化；第二操作量计算单元，其计算第二操作量，使得在所述预定的切换条件成立时，抵消由第一操作量引起的控制量的变化，其中该第二操作量用于改变控制量，其在一个燃烧周期中对于控制量的可改变幅度小于第一操作量。

根据该内燃机控制装置，当燃烧模式的切换条件成立时，计算第一操作量，使得抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化，并且计算第二操作量以抵消由第一操作量引起的控制量的变化。这里，第二操作量在一个燃烧周期中对于控制量的可变能更幅度比第一操作量小。换言之，第一操作量在一个燃烧周期中能够以比第二操作量大的幅度改变控制量，因此可以通过这样的第一操作量迅速地抵消控制量的变化，并且从燃烧模式的切换开始，通过第二操作量平缓地消除第一操作量引起的控制量变化。其结果，在燃烧模式切换时，能够抑制控制量、即发生扭矩急剧变化，并抑制扭矩阶差或剧烈的转速变动。此外，能够使切换以后的燃烧状态与扭矩阶差和剧烈的转速变动无关地、迅速恢复为能够确保本来的热效率的状态，从而提高燃料效率。

为了实现上述目的，根据本发明的第二方式，提供了一种内燃机的控制方法，该内燃机具有多个燃烧模式，在该多个燃烧模式中，表示发生扭矩的控制量在同一运转条件下互不相同，当预定的切换条件成立时，在多个燃烧模式间切换燃烧模式而使该内燃机运转，其特征在于，该内燃机控制方法具有以下步骤：计算用于改变控制量的第一操作量，使得在预定的切换条件成立时，抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化；计算第二操作量，使得在预定的切换条件成立时，抵消由第一操作量引起的控制量的变化，其中该第二操作量用于改变控制量，其在一个燃烧周期中对于控制量的可改变幅度小于第一操作量。

根据该内燃机控制方法，能够获得与所述本发明第一方式的控制装置相同的有利效果。

为了实现上述目的，根据本发明的第三方式，提供了一种包含内燃机的控制程序的发动机控制单元，该内燃机具有多个燃烧模式，在该多个燃烧模式中，表示发生扭矩的控制量在同一运转条件下互不相同，当预定的切换条件成立时，在多个燃烧模式间切换燃烧模式而使该内燃机运转，其特征在于，所述程序使计算机：计算用于改变所述控制量的第一操作量，使得在预定的切换条件成立时，抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化；计算第二操作量，使得在预定的切换条件成立时，抵消由第一操作量引起的控制量的变化，其中该第二操作量用于改变控制量，其在一个燃烧周期中对于控制量的可改变幅度小于第一操作量。

根据该发动机控制单元，能够获得与所述本发明第一方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述内燃机控制装置中，第一操作量计算单元具有：第一基本操作量计算单元，其根据预定的控制算法计算第一基本操作量；以及校正值计算单元，其实施预定的遗忘处理而计算用于抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化，所述第一操作量计算单元利用校正值对第一基本操作量进行校正，从而计算第一操作量。

根据该内燃机控制装置的优选方式，根据预定的控制算法计算第一基本操作量，实施预定的遗忘处理而计算校正值，该校正值用于抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化，并且利用该校正值对第一基本操作量进行校正，从而计算第一操作量。因此随着运算的进行，校正值对于第一基本操作量的校正效果逐渐消失，并且第一操作量对于控制量变化的抵消效果消除，从而第二操作量也无需抵消由第一操作量导致的控制量的变化。其结果，将第一操作量和第二操作量计算成为与燃烧模式相应的原本值，因此可以使内燃机的燃烧模式可靠地恢复为能够确保原本的热效率的状态，从而能够确实提高燃料效率。

优选在所述内燃机控制方法中，所述计算第一控制量的步骤包括以下步骤：根据预定的控制算法计算第一基本操作量；实施预定的遗忘处理而计算用于抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的校正值；利用所述校正值对所述第一基本操作量进行校正，从而计算所述第一操作量。

根据该内燃机控制方法的优选方式，能够获得与所述本发明第一方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述发动机控制单元中，所述程序进一步使所述计算机：根据预定的控制算法计算第一基本操作量，实施预定的遗忘处理而计算用于抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的校正值，利用所述校正值对所述第一基本操作量进行校正，从而计算所述第一操作量。

根据该发动机控制单元的优选方式，能够获得与所述本发明第一方式的控制装置相同的有利效果。

为了实现上述目的，根据本发明的第四方式，提供了一种内燃机的控制装置，该内燃机具有多个燃烧模式，在该多个燃烧模式中，表示发生扭矩的控制量在同一运转条件下互不相同，当预定的切换条件成立时，在多个燃烧模式间切换燃烧模式而使该内燃机运转，其特征在于，该内燃机控制装置具有：延迟单元，其在所述预定的切换条件成立的情况下，当预定的延迟条件成立时，使所述燃烧模式的切换延迟；第一操作量计算单元，其计算用于改变所述控制量的第一操作量，使得在所述燃烧模式切换的延迟中，该第一操作量在抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的方向的相反方向上变化，并且当所述燃烧模式的切换的延迟结束时，该第一操作量在抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的方向上变化；第二操作量计算单元，其计算第二操作量，使得在所述延迟单元进行的所述燃烧模式切换的延迟中，抵消由所述第一操作量引起的所述控制量的变化，其中该第二操作量用于改变所述控制量，其在一个燃烧周期中对于所述控制量的可改变幅度小于所述第一操作量。

根据该内燃机控制装置，即使在燃烧模式的切换条件成立的情况下，当预定的延迟条件成立时，通过延迟单元使燃烧模式的切换延迟，该延迟中，计算第一操作量而使其在抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化的方向的相反方向上变化，并且当燃烧模式切换的延迟结束时，计算第一操作量而使其在抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化的方向上变化。因此，在燃烧模式的切换延迟中，在达到能够抵消在原本的抵消方向上变化时与燃烧模式的切换相伴随的控制量变化的量之前，使第一操作量在与该抵消方向相反的方向上变化，从而在与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化实际发生的时候，能够通过第一控制量迅速抵消这种控制量的变化。此外，在燃烧模式的切换延迟中，能够利用第二操作量适当地消除由第一操作量引起的控制量变化。其结果，即使在延迟中，也能够使控制量、即发生扭矩保持于稳定状态。

为了实现上述目的，根据本发明的第五方式，提供了一种内燃机的控制方法，该内燃机具有多个燃烧模式，在该多个燃烧模式中，表示发生扭矩的控制量在同一运转条件下互不相同，当预定的切换条件成立时，在该多个燃烧模式间切换相应的燃烧模式而使该内燃机运转，其特征在于，该内燃机控制方法具有以下步骤：在所述预定的切换条件成立的情况下，当预定的延迟条件成立时，使所述燃烧模式的切换延迟；在所述燃烧模式切换的延迟中，将用于改变所述控制量的第一操作量计算成在抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量变化的方向的相反方向上变化，并且当所述燃烧模式切换的延迟结束时，将该第一操作量计算成为在抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量变化的方向上变化；计算第二操作量，使得在所述燃烧模式切换的延迟中，抵消由所述第一操作量引起的所述控制量的变化，其中该第二操作量用于改变所述控制量，其在一个燃烧周期中对于所述控制量的可改变幅度小于所述第一操作量。

根据该内燃机控制方法，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

为了实现上述目的，根据本发明第六方式，提供了一种包含有内燃机控制程序的发动机的控制单元，该内燃机具有多个燃烧模式，在该多个燃烧模式中，表示发生扭矩的控制量在同一运转条件下互不相同，当预定的切换条件成立时，在该多个燃烧模式间切换相应的燃烧模式而使该内燃机运转，其特征在于，所述程序使计算机：在所述预定的切换条件成立的情况下，当预定的延迟条件成立时，使所述燃烧模式的切换延迟；计算用于改变所述控制量的第一操作量，使得在所述燃烧模式切换的延迟中，该第一操作量在抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量变化的方向的相反方向上变化，并且当所述燃烧模式切换的延迟结束时，该第一操作量在抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量变化的方向上变化；计算第二操作量，使得在所述燃烧模式切换的延迟中，抵消由所述第一操作量引起的所述控制量的变化，其中该第二操作量用于改变所述控制量，其在一个燃烧周期中对于所述控制量的可改变幅度小于所述第一操作量。

根据该发动机控制单元，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第四方式的内燃机控制装置中，所述第一操作量计算单元具有：第一基本操作量计算单元，其根据预定的控制算法计算第一基本操作量；以及校正值计算单元，其计算用于抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化的校正值，所述第一操作量计算单元利用校正值对第一基本操作量进行校正，从而计算第一操作量，校正值计算单元在燃烧模式切换的延迟中，实施预定的响应指定型滤波处理而计算校正值，使得基于该校正值的第一基本操作量的校正方向成为抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化方向的相反方向，并且当燃烧模式切换的延迟结束时，将该校正值计算成使得基于该校正值的第一基本操作量的校正方向成为抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化的方向。

根据该内燃机控制装置的优选方式，利用预定的控制算法来计算第一基本操作量，并且利用校正值对第一基本操作量进行校正，从而计算第一操作量。该校正值用于抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化，在燃烧模式切换的延迟中，实施预定的响应指定型滤波处理而把该校正值计算成为，使得基于校正值的第一基本操作量的校正方向成为抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量变化的方向的相反方向，并且当燃烧模式切换的延迟结束时，把该校正值计算成为，使得基于校正值的第一基本操作量的校正方向成为抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量变化的方向。如上所述，第一操作量在一个燃烧周期中能够以比第二操作量大的幅度改变控制量，因此当校正值所实现的第一基本操作量的校正程度不合适，第一操作量的值变得不合适时，尽管燃烧模式的切换延迟，通过第一操作量所实现的控制量变化程度大到了无法通过第二操作量来抵消的值，其结果导致控制量、即发生扭矩不适当地变动。与此相对，根据本控制装置，在延迟单元的燃烧模式切换的延迟中，实施预定的响应指定型滤波处理而计算校正值，因此通过适当地设定该滤波处理的响应指定特性，能够适当地设定基于校正值的第一基本操作量的校正程度，其结果，能够将第一操作量计算成为能够利用第二操作量来适当地抵消由该第一操作量引起的控制量变化的值。从而在燃烧模式切换的延迟中，能够进一步将控制量、即发生扭矩可靠地保持于稳定状态。

优选在所述第五方式的内燃机控制方法中，计算所述第一操作量的步骤包括以下步骤：根据预定的控制算法计算第一基本操作量；计算用于抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的校正值；以及利用该校正值对所述第一基本操作量进行校正，从而计算所述第一操作量，计算所述校正值的步骤在所述燃烧模式切换的延迟中，实施预定的响应指定型滤波处理而计算所述校正值，使得基于该校正值的所述第一基本操作量的校正方向成为抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的方向的相反方向，并且当所述燃烧模式切换的延迟结束时，将该校正值计算成使得基于该校正值的所述第一基本操作量的校正方向成为抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的方向。

根据该内燃机控制方法，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第六方式的发动机控制单元中，所述程序进一步使所述计算机：根据预定的控制算法计算第一基本操作量；计算用于抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的校正值；利用该校正值对所述第一基本操作量进行校正，从而计算所述第一操作量；在所述燃烧模式切换的延迟中，实施预定的响应指定型滤波处理而计算所述校正值，使得基于该校正值的所述第一基本操作量的校正方向成为抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量变化的方向的相反方向，并且当所述燃烧模式切换的延迟结束时，将该校正值计算成使得基于该校正值的所述第一基本操作量的校正方向成为抵消与所述燃烧模式的切换相伴随的所述控制量的变化的方向。

根据该发动机控制单元的优选方式，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第四方式的内燃机控制装置中，第一操作量计算单元使用表示多个燃烧模式和控制量之间关系的模型来计算第一操作量。

如该内燃机那样，该内燃机具有多个燃烧模式，在该多个燃烧模式中，表示发生扭矩的控制量在同一运转条件下互不相同，多个燃烧模式中的控制量、即发生扭矩对应于内燃机的负载或转速等运转状态而进一步发生变化，因此使用按照与该控制量的变化状态相对应的方式而预先设定的映射图和程序来运算内燃机的操作量时，导致映射图设定的作业工时、程序量和运算负荷都增加，从而实际上难以实现。与此相对，根据本内燃机控制装置的优选方式，使用表示多个燃烧模式和控制量之间关系的模型来计算第一操作量，并且预先设定该模型的作业、即辨识作业与设定上述映射图的作业相比更为容易，因此能够显著地减少作业工时，并且通过使用这种模型进行运算，能够显著地降低程序量和运算负荷。

优选在所述第五方式的内燃机控制方法中，计算所述第一操作量的步骤使用表示所述多个燃烧模式和所述控制量之间关系的模型计算所述第一操作量。

根据该内燃机控制方法的优选方式，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第六方式的发动机控制单元中，所述程序进一步使所述计算机中使用表示所述多个燃烧模式和所述控制量之间关系的模型来计算所述第一操作量。

根据该发动机控制单元的优选方式，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第四方式的内燃机控制装置中，校正值计算单元基于表示校正值与控制量之间关系的动态特性模型来计算校正值。

通常，在表示内燃机中的发生扭矩的控制量和改变该控制量的操作量之间，存在响应延迟或无效时间等的动态特性，因此即使通过静态计算方法计算出用于计算第一操作量的校正值，由于上述动态特性的影响也无法适当地计算校正值，无法通过使用该校正值计算的第一操作量来高精度地抵消控制量的过渡变化。另外，当通过试错性的人工训练作业来设定具有抵消该控制量过渡变化的能力的操作量时，会导致设定工时增加。与此相对，根据本内燃机控制装置的优选方式，基于表示校正值与控制量之间关系的动态特性模型来计算校正值，并且可以不采用试错方法，而是计测将预定的校正值施加给控制对象时的控制量数据，使用校正值与控制量的计测数据，通过各种辨识算法来执行预先设定该动态特性模型的作业，与上述人工训练作业相比较为容易，从而能够大幅减少作业工时。

优选在所述第五方式的内燃机控制方法中，计算所述校正值的步骤基于表示该校正值与所述控制量之间关系的动态特性模型来计算所述校正值。

根据该内燃机控制方法的优选方式，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第六方式的发动机控制单元中，所述程序进一步使所述计算机基于表示该校正值与所述控制量之间关系的动态特性模型来计算所述校正值。

根据该发动机控制单元的优选方式，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第四方式的内燃机控制装置中，还具有：目标控制量计算单元，其计算作为控制量的目标的目标控制量；修正单元，其通过预定的反馈控制算法，对第一操作量和第二操作量进行修正，使控制量成为目标控制量。

通常，在多个燃烧模式间对内燃机的燃烧模式进行切换的情况下，发生扭矩的变化程度、即控制量的变化程度会由于内燃机的个体差异或经年变化等而有所不同。因此，即使以抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量的变化为目的，预先设定使控制量变化的操作量的动作状态，也存在该抵消精度、即补偿精度低下的可能性。与此相对，根据本内燃机控制装置的优选方式，通过预定的反馈控制算法来修正第一操作量和第二操作量，以使控制量成为目标控制量，从而即使在上述存在内燃机的个体差异或经年变化等的情况下，也能够通过两个操作量适当地抵消控制量的变化，使抵消精度、即补偿精度得以提高。

优选所述第五方式的内燃机控制方法还具有以下步骤：计算作为所述控制量的目标的目标控制量；通过预定的反馈控制算法，对所述第一操作量和第二操作量进行修正，使所述控制量成为所述目标控制量。

根据该内燃机控制方法的优选方式，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

优选在所述第六方式的发动机控制单元中，所述程序进一步使所述计算机计算作为所述控制量的目标的目标控制量，通过预定的反馈控制算法，对所述第一操作量和第二操作量进行修正，以使所述控制量成为所述目标控制量。

根据该发动机控制单元的优选方式，能够获得与所述本发明第四方式的控制装置相同的有利效果。

附图说明

图1示出应用了本发明第一实施方式的控制装置的内燃机的概略结构。

图2是示出第一实施方式的控制装置的概略结构的框图。

图3是用于说明可变进气门驱动机构和可变排气门驱动机构的进气门和排气门的开启动作的气门升程曲线。

图4示出了使第一次喷射率Rinj和点火正时Ig_log变化时的内燃机发生扭矩TRQ的测定结果。

图5用于说明第一实施方式的怠速转速控制的控制方法。

图6用于说明在第一实施方式的怠速转速控制中将发生扭矩TRQ向增大方向控制时的控制方法。

图7用于说明在第一实施方式的怠速转速控制中将发生扭矩TRQ向减小方向控制时的控制方法。

图8是示出怠速转速控制器的结构的框图。

图9示出用于计算目标转速NE_cmd的映射图的一例。

图10为示出分割喷射控制器的结构的框图。

图11示出用于计算第一次喷射率的要求值Rinj_STB的映射图的一例。

图12示出用于计算映射值DNE_map的映射图的一例。

图13为示出协调反馈控制器的结构的框图。

图14示出用于计算趋近律增益Krch_ig、Krch_ar的映射图的一例。

图15示出用于计算自适应律增益Kadp_ig、Kadp_ar的映射图的一例。

图16示出用于计算映射值Umap_ig的映射图的一例。

图17示出用于计算映射值Umap_ar的映射图的一例。

图18为示出本实施方式的怠速转速控制的仿真结果的一例的时序图。

图19是为了比较而示出保持补偿值Umusic_ig＝0时的怠速转速控制的仿真结果的一例的时序图。

图20为示出包含怠速转速控制处理在内的各种控制处理的流程图。

图21为示出第一次喷射率Rinj和补偿值Umusic_ig的计算处理的流程图。

图22为示出第一次喷射率Rinj和补偿目标值DNE_mod的计算处理的流程图。

图23为示出点火操作量Uig的计算处理的流程图。

图24为示出进气操作量Uar的计算处理的流程图。

图25为示出第一次喷射量Tcyl1和第二次喷射量Tcyl2的计算处理的流程图。

图26示出用于计算点火正时Ig_log的映射图的一例。

图27示出用于计算目标进气开角Liftin_cmd的映射图的一例。

图28为示出本发明第二实施方式的控制装置的Pmi控制器的概略结构的框图。

图29为示出第二实施方式的分割喷射控制器的概略结构的框图。

图30示出用于计算第一次喷射率的要求值Rinj_STB的映射图的一例。

图31示出用于计算映射值DPmi_map的低转速区用映射图的一例。

图32示出用于计算映射值DPmi_map的中转速区用映射图的一例。

图33为示出第二实施方式的协调反馈控制器的概略结构的框图。

图34示出用于计算趋近律增益Krch_ig’、Krch_ar’的映射图的一例。

图35示出用于计算自适应律增益Kadp_ig’、Kadp_ar’的映射图的一例。

图36示出用于计算映射值Umap_ig’的映射图的一例。

图37示出用于计算映射值Umap_ar’的映射图的一例。

具体实施方式

以下参照附图对本发明第一实施方式的内燃机控制装置进行说明。该控制装置1控制图1所示的内燃机(以下称为“发动机”)3，如图2所示具有ECU 2。该ECU 2如后所述根据发动机3的运转状态，执行怠速运转中的发动机转速控制(以下称为“怠速转速控制”)处理等的各种控制处理。

如图1所示，发动机3为具有四组气缸3a和活塞3b(图中仅示出一组)的直列四缸汽油发动机，搭载于具有自动变速器的车辆(未图示)上。在发动机3上对应各个气缸3a设置有可变进气门驱动机构4、可变排气门驱动机构5、燃料喷射阀6和火花塞7(图2中仅示出一个)。该可变进气门驱动机构4是通过电磁力开闭驱动进气门4a的电磁式，具有对进气门4a朝关闭方向施力的螺旋弹簧、与ECU 2电连接的进气螺线管4b(图2中仅示出一个)等。

在该可变进气门驱动机构4中，当进气螺线管4b为非励磁状态时，进气门4a通过螺旋弹簧的弹力而保持于关闭位置。另外，当进气螺线管4b被ECU 2励磁时，进气门4a通过其电磁力而克服螺旋弹簧的弹力被向开启方向驱动，保持于开启状态，并且当进气螺线管4b恢复非励磁状态时，通过螺旋弹簧的弹力而恢复关闭状态。

根据上述结构，可以通过可变进气门驱动机构4而自由地改变进气门4a的气门正时(即开启和关闭定时)，并且如图3所示，气门升程曲线基本构成为梯形。在本实施方式中，通过ECU 2使进气门4a的开启定时保持恒定，并且在图3中实线所示最滞后侧的迟闭定时和该图中双点划线所示最超前侧的早闭定时之间自由地控制其关闭定时。另外，在以下说明中，将进气门4a的开启中其保持于最大升程的曲轴角的期间称为“进气开角Liftin”(参照图3)。即，在该可变进气门驱动机构4中，进气开角Liftin越大则吸入空气量Gcyl越多。

另一方面，可变排气门驱动机构5与可变进气门驱动机构4同样地为通过电磁力开闭驱动排气门5a的电磁式，具有对排气门5a朝关闭方向施力的螺旋弹簧、与ECU 2电连接的排气螺线管5b(图2中仅示出一个)等。

在该可变排气门驱动机构5中，当排气螺线管5b为非励磁状态时，排气门5a通过螺旋弹簧的弹力而保持于关闭位置。另外，当排气螺线管5b被ECU 2励磁时，排气门5a通过其电磁力克服螺旋弹簧的弹力而被向开启方向驱动，保持于开启状态，并且当排气螺线管5b恢复非励磁状态时，通过螺旋弹簧的弹力而恢复关闭状态。

根据上述结构，可以通过可变排气门驱动机构5自由地改变排气门5a的气门正时，并且如图3中虚线所示，气门升程曲线基本构成为梯形。另外，在本实施方式中，在后述的控制处理中，排气门5a的气门正时保持恒定。

另一方面，燃料喷射阀6以向燃烧室内直接喷射燃料的方式安装于气缸盖3c上。即，发动机3构成为直喷发动机。该燃料喷射阀6与ECU2电连接，并通过ECU 2对开启时间和开启定时进行控制。即，执行燃料喷射控制。

在该燃料喷射控制中，如后所述，发动机3的燃料喷射模式对应于其运转状态而在单次喷射模式和分割喷射模式之间切换。在该单次喷射模式中，燃料在进气行程和压缩行程之间进行一次喷射而使混合气均匀燃烧。另一方面，在分割喷射模式中，燃料在进气行程和压缩行程之间分割而进行两次喷射，使混合气成层燃烧。即，通过在单次喷射模式和分割喷射模式之间对燃料喷射模式进行切换，能够在均匀燃烧模式和成层燃烧模式之间对混合气的燃烧模式进行切换。

另外，火花塞7也与ECU 2电连接，通过ECU 2在与点火正时Ig_log对应的定时进行放电状态控制，使燃烧室内的混合气燃烧。即，执行点火正时控制。

此外，在发动机3中设有曲轴角传感器20和水温传感器21。曲轴角传感器20由磁转子和MRE传感器构成，伴随曲轴3d的旋转向ECU 2输出均为脉冲信号的CRK信号和TDC信号。

该CRK信号对应预定曲轴角(例如1度)而输出一个脉冲，ECU 2基于该CRK信号而计算发动机3的转速(以下称为“发动机转速”)NE。另外，TDC信号是表示各个气缸3a的活塞3b处于比进气行程的TDC位置稍靠前的预定曲轴角位置的信号，在本实施方式的四缸发动机3中，每180度曲轴角输出一个脉冲。

另外，水温传感器21对在发动机3的缸体内循环的冷却水的温度、即发动机水温TW进行检测，向ECU 2输出表示发动机水温的检测信号。

另一方面，在发动机3的进气通路8上设有空气流量传感器22。该空气流量传感器22由热线式空气流量计构成，对流经进气通路8的空气的流量(以下称为“空气流量”)进行检测，向ECU 2输出表示空气流量的检测信号。ECU 2如后所述，基于空气流量传感器22的检测信号而计算每个气缸的吸入空气量Gcyl。

另一方面，在发动机3的排气通路9上设有LAF传感器23。LAF传感器23由氧化锆或铂电极等构成，在从浓于理论空燃比的浓区到极稀区的宽范围的空燃比区域内，对流经排气通路9的排气中的氧浓度进行线性检测，向ECU 2输出表示该氧浓度的检测信号。ECU 2基于该LAF传感器23的检测信号的值，来计算表示排气中的空燃比的检测空燃比。

另外，如图2所示，在ECU 2上分别连接有：缸内压力传感器24、油门开度传感器25、车速传感器26、空调开关27、交流发电机开关28和动力转向泵开关29。

该缸内压力传感器24为与火花塞7一体的压电元件式，对应每个气缸3a设置(仅图示一个)。缸内压力传感器24通过伴随各个气缸3内的压力、即缸内压力Pcyl的变化而变形，从而向ECU 2输出表示缸内压力Pcyl的检测信号。ECU 2基于该缸内压力传感器24的检测信号来计算图示平均有效压力Pmi。

另外，油门开度传感器25对车辆的未图示的加速踏板的踩下量(以下称为“油门开度”)AP进行检测，向ECU 2输出表示该油门开度的检测信号。另外，车速传感器26安装于车辆的未图示的车轴上，对车辆行驶速度(以下称为“车速”)VP进行检测，向ECU 2输出表示该车速的检测信号。

另一方面，空调开关27在未图示的空调机工作中时向ECU 2输出ON信号、停止中时输出OFF信号。另外，交流发电机开关28在未图示的交流发电机工作中时向ECU 2输出ON信号、停止中时输出OFF信号。另外，动力转向泵开关29在未图示的动力转向泵工作中时向ECU 2输出ON信号、停止中时输出OFF信号。ECU 2基于这些开关27～29的ON/OFF信号来计算辅机负载Load。

ECU 2由微型计算机构成，该微型计算机包括：CPU、RAM、ROM和I/O接口(均未图示)等，根据所述各种传感器20～26的检测信号和各种开关27～29的ON/OFF信号等，判别发动机3的运转状态，并执行包含怠速转速控制在内的各种控制处理。在该怠速转速控制中，ECU 2如后所述，在怠速运转中通过可变进气门驱动机构4对进气开角Liftin、即吸入空气量Gcyl进行控制，同时通过火花塞7对点火正时Ig_log进行控制，从而控制发动机转速NE。即，执行怠速转速控制。

此时，点火正时控制与吸入空气量控制相比响应延迟较小，并且在一个燃烧周期中，对发动机扭矩TRQ的可改变幅度、即怠速运转中的发动机转速NE的可改变幅度也较大，但从发动机3的燃烧状态的观点出发，具有点火正时Ig_log的控制幅度受到限定的特点。另一方面，吸入空气量控制与点火正时控制相比，在一个燃烧周期中对怠速运转中的发动机转速NE的可改变幅度较小，并且响应延迟较大，因此具有发动机转速NE对目标转速NE_cmd的收敛性差的特点。

另外，在本实施方式中，ECU 2相当于第一操作量计算单元、第二操作量计算单元、第一基本操作量计算单元、校正值计算单元、延迟单元、目标控制量计算单元和修正单元。

下面对本实施方式的怠速转速控制方法的概念进行说明。首先，如前所述，在本实施方式的发动机3中，其燃料喷射模式对应于发动机运转状态而在单次喷射模式和分割喷射模式之间切换，从而使混合气的燃烧模式在均匀燃烧模式和成层燃烧模式之间切换。在以下的说明中，在任一气缸3a中，将一个燃烧周期中从燃料喷射阀6喷射的总燃料量作为总燃料喷射量Tcyl，将分割喷射模式的第一次喷射的燃料量作为第一次喷射量Tcyl1，将第二次喷射的燃料量作为第二喷射量Tcyl2(＝Tcyl-Tcyl1)，并且将第一次喷射率Rinj定义为Rinj＝Tcyl1/(Tcyl1+Tcyl2)。此时，在单次喷射模式、即Tcyl2＝0时，Rinj＝1，在分割喷射模式时，Rinj＜1.0。

图4中示出了，在本实施方式的发动机3中，将吸入空气量Gcyl和总燃料喷射量Tcyl保持恒定，并且使第一次喷射率Rinj和点火正时Ig_log变化时的发动机3的发生扭矩(以下称为“发动机扭矩”)TRQ的测定结果。该图中，Ig1～4分别表示点火正时Ig_log的预定值，设定为Ig1＜Ig2＜Ig3＜Ig4的关系成立。另外，在本实施方式中，对于点火正时Ig_log，把预定曲轴角位置(例如压缩行程的TDC位置)处的点火正时Ig_log设为值0，并且把与该位置相比超前侧的点火正时Ig_log设定为正值、把滞后侧的点火正时Ig_log设定为负值。因此，在上述预定值Ig1～4中，值Ig4被设定为最超前侧的值。

如该图所示，可以判明，在该发动机3中，在吸入空气量Gcyl、总燃料喷射量Tcyl和点火正时Ig_log保持恒定的情况下，使第一次喷射率Rinj从值1.0开始向更小的值变化时发动机扭矩TRQ增大。这是由于，混合气的燃烧模式从均匀燃烧模式变化为成层燃烧模式，从而使热效率(即燃烧效率)提高。

另一方面，在燃料喷射阀6中，通常为了确保高负载时所要求的发动机扭矩TRQ，在设计上必须将可喷射燃料量的最大值设定为一定程度的较大值，从而无法将可喷射燃料量的最小值Tmin设定为极小值。因此，在该最小值Tmin、分割喷射模式中的第一次喷射量Tcyl1和第二次喷射量Tcyl2之间的关系中，当Tcyl1＜Tmin或者Tcyl2＜Tmin成立时，燃料喷射的控制精度极度降低而导致无法适当进行燃料喷射。此时，在本实施方式的燃料喷射阀6中构成为，第一次喷射率Rinj处于图4所示Rinj_lmt＜Rinj＜1.0的范围内时，Tcyl2＜Tmin成立。这里，Rinj_lmt表示第一次喷射率Rinj的预定阈值(例如0.8)。

由于燃料喷射阀6具有上述特性，因此在怠速转速控制中，在辅机负载Load等变动的情况下，为了将发动机扭矩TRQ向增大方向或者减小方向控制而在将吸入空气量Gcyl和总燃料喷射量Tcyl保持恒定的同时改变点火正时Ig_log和第一次喷射率Rinj时，可能发生急剧的扭矩变动、即剧烈的发动机转速NE的变动(以下称为“转速变动”)。下面参照图5说明其原因。

该图5示出了如下的例子：在怠速转速控制中，由于辅机负载Load的上升等原因，为了通过燃烧模式向成层燃烧模式的切换而提高热效率，以向增大方向控制发动机扭矩TRQ，在将吸入空气量Gcyl和总燃料喷射量Tcyl保持恒定的同时，使点火正时Ig_log和第一次喷射率Rinj从状态X1(Rinj＝1.0，Ig_log＝Ig6)转入状态X2(Rinj＝RinjX，Ig_log＝Ig6)。该图中，RinjX表示RinjX＜Rinj_lmt成立的第一次喷射率Rinj的预定值。另外，Ig5、6表示Ig5＜Ig6成立的点火正时Ig_log的预定值。

如该图所示，为了将燃烧模式从均匀燃烧模式切换为成层燃烧模式，使点火正时Ig_log和第一次喷射率Rinj从状态X1转入状态X2时，由于燃料喷射阀6的上述特性，无法使第一次喷射率Rinj在Rinj_lmt＜Rinj＜1.0的范围内平缓改变，从而只能使第一次喷射率Rinj从值1.0一下就改变为比阈值Rinj_lmt小的值。其结果，由于伴随燃料喷射模式切换的燃烧模式切换而使热效率剧变，从而导致剧烈的转速变动。

为了避免这种情况，本发明在怠速转速控制中，在为了提高热效率而使燃烧模式从均匀燃烧模式切换为成层燃烧模式的情况下，如图6所示，首先在将吸入空气量Gcyl和总燃料喷射量Tcyl保持恒定的同时，使点火正时Ig_log和第一次喷射率Rinj从状态X1(Rinj＝1.0，Ig_log＝Ig6)迅速转入状态X2’(Rinj＝RinjX，Ig_log＝Ig5)。此时，状态X1时的发动机扭矩TRQ与状态X2时的值相同，因而不发生转动变动。

接着，使总燃料喷射量Tcyl保持恒定并且使第一次喷射率Rinj保持为值RinjX，同时通过后述的补偿值Umusic_ig使点火正时Ig_log从值Ig5转为值Ig6(即从状态X2’转入状态X2)，与此同时，通过后述的协调反馈控制算法计算进气操作量Uar，以抵消与点火正时Ig_log朝超前侧的改变相伴随的发动机转速NE的上升，由此控制吸入空气量Gcyl。此时，由于如前所述吸入空气量控制的响应延迟比点火正时控制大，所以把从点火正时Ig_log的预定值Ig5向预定值Ig6的转移速度设定为吸入空气量控制能够跟随的值。通过上述控制方法，在怠速转速控制中，在为了提高热效率而使燃烧模式从均匀燃烧模式向成层燃烧模式切换的情况下，能够抑制剧烈的转速变动。

另一方面，与图5的示例相反地，在由于辅机负载Load减少等原因，使燃烧模式从成层燃烧模式向均匀燃烧模式切换以向减小方向控制发动机扭矩TRQ的情况下，例如，在使点火正时Ig_log和第一次喷射率Rinj从状态X2(Rinj＝RinjX，Ig_log＝Ig6)转入状态X1(Rinj＝1.0，Ig_log＝Ig6)的情况下，也由于燃料喷射阀6的上述特性，而不得不使第一次喷射率Rinj从小于阈值Rinj_lmt的值一下就改变为值1.0，其结果，由于发生剧烈的的扭矩下降而导致剧烈的转速变动。

为了消除这种情况，本发明中，在使燃烧模式从成层燃烧模式切换为均匀燃烧模式的情况下，如图7所示，首先在将总燃料喷射量Tcyl保持恒定并且使第一次喷射率Rinj保持于值RinjX的同时，通过所述补偿值Umusic_ig，在使点火正时Ig_log从值Ig6转为值Ig5的同时，利用前述的协调反馈控制算法来计算点火操作量Uig，从而控制吸入空气量Gcyl。此时，由于以上原因，把点火正时Ig_log的转换速度设定为吸入空气量控制能够跟随的值。如上所述，能够抑制剧烈的转速变动。接着，在保持吸入空气量Gcyl和总燃料喷射量Tcyl的同时，使点火正时Ig_log和第一次喷射率Rinj从状态X2’(Rinj＝RinjX，Ig_log＝Ig5)迅速转入状态X1(Rinj＝1.0，Ig_log＝Ig6)。此时，状态X1时的发动机扭矩TRQ与状态X2时的值相同，因而不发生扭矩阶差或剧烈的转速变动。采用上述控制方法，在怠速转速控制中，在将燃烧模式从成层燃烧模式向均匀燃烧模式切换的情况下，也能够防止发生剧烈的转速变动。

下面参照图8对本实施方式的控制装置1进行说明。如图所示，该控制装置1具有怠速转速控制器30，该怠速转速控制器30具体由ECU 2构成。

在怠速转速控制器30中，通过下述控制算法计算第一次喷射率Rinj、点火操作量Uig和进气操作量Uar，并将这三个值Rinj、Uig和Uar输入到作为控制对象的发动机3，从而在怠速运转中，对作为控制量的发动机转速NE进行反馈控制，使得在发动机3不发生剧烈的转速变动(换言之扭矩阶差)的状态下，收敛于目标转速NE_cmd。该点火操作量Uig为点火正时Ig_log，进气操作量Uar如后所述为作为对进气开角Liftin进行反馈控制时的目标的目标进气开角Liftin_cmd。另外，在本实施方式中，怠速转速控制器30相当于第一操作量计算单元和第二操作量计算单元，点火操作量Uig相当于第一操作量，进气操作量Uar相当于第二操作量。

怠速转速控制器30如该图所示具有：目标值计算部31、分割喷射控制器40、协调反馈控制器50、协调增益调度器80和映射值计算部90。

在该目标值计算部31中，如后所述，在怠速转速控制中，计算作为发动机转速NE的目标的目标转速NE_cmd。另外，在本实施方式中，目标值计算部31相当于目标控制量计算单元，目标转速NE_cmd相当于目标控制量。

另外，在分割喷射控制器40中，如后所述，对应于目标转速NE_cmd，计算补偿值Umusic_ig和第一次喷射率Rinj。另外，在本实施方式中，分割喷射控制器40相当于校正值计算单元和延迟单元，补偿值Umusic_ig相当于校正值。

另外，在协调反馈控制器50中，如后所述，对应于目标转速NE_cmd、发动机转速NE、补偿值Umusic_ig、两个映射值Umap_ig、Umap_ar和四个增益Krch_ig、Kadp_ig、Krch_ar、Kadp_ar，计算点火操作量Uig和进气操作量Uar。另外，在本实施方式中，协调反馈控制器50相当于第一基本操作量计算单元和修正单元。

另一方面，在协调增益调度器80中，如后所述，对应于由协调反馈控制器50计算出的切换函数σne，计算四个增益Krch_ig、Kadp_ig、Krch_ar、Kadp_ar。

另外，在映射值计算部90中，如后所述，对应于由协调反馈控制器50计算出的目标转速的滤波值NE_cmd_f，计算两个映射值Umap_ig、Umap_ar。另外，在本实施方式中，映射值计算部90相当于第一基本操作量计算单元。

下面对所述目标值计算部31进行说明。在该目标值计算部31中，通过对应于发动机水温TW和辅机负载Load，检索图9所示的映射图来计算目标转速NE_cmd。在该图中，TW1为发动机水温TW的预定值(例如25℃)，NE1为发动机转速NE的预定值(例如750rpm)。另外，Load1、2为辅机负载Load的预定值，设定为Load1＜Load2的关系成立。

在该映射图中设定为辅机负载Load越大，则目标转速NE_cmd越为高的值。这是由于，辅机负载Load越大则越容易发生由于辅机的负载变动而导致的发动机转速NE的变动，因此通过提高发动机转速NE，提高内燃机的惯性能，从而实现怠速转速的稳定化，同时为了应对辅机负载Load的上升，将怠速转速控制成更高的值，以确保更高的燃烧稳定性。另外，目标转速NE_cmd在发动机水温TW高的区域被设定为比低的区域低的值。这是由于，在发动机水温TW高的区域中，发动机3的燃烧状态稳定，从而能够以较低的发动机转速NE来执行怠速运转。

下面对前述的分割喷射控制器40进行说明。在该分割喷射控制器40中，如下所述，对应于目标转速NE_cmd来计算补偿值Umusic_ig和第一次喷射率Rinj。该补偿值Umusic_ig是与用于通过点火正时控制来对怠速转速控制中的剧烈转速变动进行补偿的前馈项相当的值，因此，在后述的点火正时控制器60的点火操作量Uig的计算中用作加法项。

分割喷射控制器40如图10所示，具有Rinj_STB计算部41、DNE计算部42、前馈控制器43和动态补偿器44。

在该Rinj_STB计算部41中，对应于目标转速NE_cmd，检索图11所示的映射图，从而计算第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB。该映射图相当于表示目标转速NE_cmd和第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB之间的关系，即表示作为控制量的发动机转速NE和成层燃烧模式以及均匀燃烧模式之间关系的响应曲面模型，在该图中，NE2为NE1＜NE2的关系成立的发动机转速NE的预定值(例如900rpm)。

如该图所示，作为要求值Rinj_STB的计算用映射图，分别准备了实线所示的停车时用映射图和虚线所示的行驶待机时用映射图。该停车时用映射图用于在车辆停车中时，即自动变速器的档位设定于N档或P档时，计算要求值Rinj_STB，起动待机用映射图用于在车辆处于行驶待机状态时，即自动变速器的档位设定于D档或R档时，计算要求值Rinj_STB。首先，在停车时用映射图中，要求值Rinj_STB的映射值在NE＜NE1的范围内设定为值1.0，在NE≥NE1的范围内设定为作为所述阈值Rinj_lmt以下的值的预定值Rinj1。这是由于，在NE≥NE1的范围内，为了提高燃料效率而使发动机3在分割喷射模式、即成层燃烧模式下运转。另外，在NE＜NE1的范围内，由于所述的燃料喷射阀6的特性，Tcyl2＜Tmin成立而无法适当地进行第二次喷射，因此为了确保怠速转速控制的稳定性和控制精度，使发动机3在单次喷射模式、即均匀燃烧模式下运转。

另外，在行驶待机用映射图中，要求值Rinj_STB的映射值在NE＜NE2的范围内被设定为值1.0，在NE≥NE2的范围内被设定为预定值Rinj1。这是由于以下原因。在分割喷射模式、即成层燃烧模式中，与单次喷射模式、即均匀燃烧模式时相比，燃烧变动的程度更大，因此自动变速器的档位设定于D档或R档时，若在低转速区中以成层燃烧模式进行运转，则与档位设定于N档或P档时相比，该燃烧变动易于传递至车体而导致商品性降低。因此，在行驶待机用映射图中，在未满比预定值NE1高的预定值NE2的转速区中，以提高低转速区的商品性为目的，将要求值Rinj_STB的映射值设定为值1.0，以使发动机3以单次喷射模式、即均匀燃烧模式运转。另外，在NE≥NE2的范围中，如上所述，为了使发动机3以分割喷射模式、即成层燃烧模式运转以提高燃料效率，而将要求值Rinj_STB的映射值设定为预定值Rinj1。

另外，在车辆并非本实施方式的具有自动变速器的情况，而是具有手动变速器时，作为要求值Rinj_STB的计算用映射图，手动变速器的档位处于空档位置时使用停车时用值映射图，处于其它档位(例如倒档位置或1～4速位置)时，可以使用行驶待机用映射图。

下面，在DNE计算部42中，对应于第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB和目标转速NE_cmd，计算变动预测值DNE。该变动预测值DNE是对怠速转速控制中改变第一次喷射率Rinj时的发动机转速NE的变动量进行预测而得到，具体而言是通过下述方法进行计算。

首先，对应于第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB和目标转速NE_cmd，检索图12所示映射图来计算映射值DNE_map。在该映射图中，当Rinj_STB＝Rinj1时，目标转速NE_cmd越高则映射值DNE_map设定为越大的值。这是由于，目标转速NE_cmd越高则与第一次喷射率Rinj的改变相伴随的转速变动量越容易增大。

接着使用下式(1)来计算变动预测值DNE。

DNE(k)＝DNE_map(k)-DNE_map(k-1)                  ……(1)

在上式(1)中，带记号(k)的各个离散数据表示以预定控制周期采样或者计算的数据，记号k表示各个离散数据的采样或者计算周期的序号。例如，记号k表示本次控制定时采样或计算出值，而记号k-1表示前次控制定时采样或计算出的值。这一点对于以下的离散数据也是同样的。另外，在以下的说明中，适宜地省略各个离散数据中的记号(k)等。

另外，在所述的前馈控制器43中，采用下述方法计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值DNE_mod。该补偿目标值DNE_mod为相当于要使用补偿值Umusic_ig来进行补偿的转速变动量的值。

首先，如下设定变动方向标志F_DNE_dir的值。该变动方向标志F_DNE_dir表示是否预测为改变第一次喷射率Rinj时发动机转速NE向增大侧变化。具体而言，当下述条件(e1)成立时或者条件(e2)、(e3)均成立时，预测为第一次喷射率Rinj改变时发动机转速NE向增大侧变化，因此为了表示该情况而将变动方向标志F_DNE_dir设定为“1”。

(e1)DNE＞DNE_PSTEP

(e2)DNE_NSTEP≤DNE≤DNE_PSTEP

(e3)F_DNE_dir(k-1)＝1

这里，条件(e1)、(e2)的DNE_PSTEP是用于判定第一次喷射率Rinj改变时发动机转速NE是否向增大侧变化的增大侧阈值，被设定为正的预定值(例如10rpm)。另外，条件(e2)的DNE_NSTEP阈值是用于判定第一次喷射率Rinj改变时发动机转速NE是否向减小侧变化的减小侧阈值，被设定为负的预定值(例如-10rpm)。

另一方面，下述条件(e4)成立时，或者条件(e5)、(e6)均成立时，预测为第一次喷射率Rinj改变时发动机转速NE不向增大侧变化，因此为了表示该情况而将变动方向标志F_DNE_dir设定为“0”。

(e4)DNE＜DNE_NSTEP

(e5)DNE_NSTEP≤DNE≤DNE_PSTEP

(e6)F_DNE_dir(k-1)＝1

另外，当变动方向标志F_DNE_dir设定为“1”时，采用下式(2)、(3)来计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值的增大侧用值DNE_mod_p。

Rinj(k)＝Rinj_STB(k)                            ……(2)

DNE_mod_p(k)＝λp·DNE_mod_p(k-1)+DNE(k)        ……(3)

上式(3)中λp是被设定为0＜λp＜1成立的遗忘系数。如式(3)所示，通过把遗忘系数λp与增大侧用值的前次值DNE_mod_p(k-1)相乘，并且在第一次喷射率Rinj改变后使变动预测值DNE的值为0，从而伴随着运算处理的进行，增大侧用值DNE_mod_p被计算为收敛于值0。即，通过遗忘运算处理来计算增大侧用值DNE_mod_p。由此，如后所述，使用增大侧用值DNE_mod_p计算出的补偿值Umusic_ig也伴随着运算处理的进行而收敛于值0，从而使点火操作量Uig从通过补偿值Umusic_ig校正为滞后侧的值的状态变化为无校正的状态。

接着，采用下式(4)来计算补偿目标值DNE_mod。

DNE_mod(k)＝DNE_mod_p(k)                       ……(4)

另一方面，当变动方向标志F_DNE_dir被设定为“0”时，根据变动预测值DNE和减小侧阈值DNE_NSTEP的比较结果，如下所述来计算变动预测值的减小侧用值DNE_n_in、第一次喷射率Rinj和补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n，并设定等待标志F_Rinj_Wait的值。

首先，对变动预测值的减小侧用值DNE_n_in的计算方法进行说明。该变动预测值的减小侧用值DNE_n_in如后所述，用于补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n的计算，当DNE＜DNE_NSTEP成立时，采用下式(5)进行计算。

DNE_n_in(k)＝DNE(k)                             ……(5)

另一方面，当DNE_NSTEP≤DNE≤DNE_PSTEP成立时，采用下式(6)计算变动预测值的减小侧用值DNE_n_in。

DNE_n_in(k)＝DNE_n_in(k-1)                      ……(6)

下面，对等待标志F_Rinj_Wait的设定方法进行说明。该等待标志F_Rinj_Wait用于在预测为当改变第一次喷射率Rinj时发动机扭矩TRQ(即发动机转速NE)向减小侧变化的情况下，判定是否使第一次喷射率Rinj的改变等待到点火正时Ig_log的改变所引起的发动机扭矩TRQ的降低结束，其设定如下所述。

首先，当下述条件(f1)～(f3)均成立时，或者条件(f4)成立时，如果同时进行第一次喷射率Rinj和点火正时Ig_log的改变，则可能发生转速变动，因而应该进行第一次喷射率Rinj的变更等待，为了表示这种情况而将等待标志F_Rinj_Wait设定为“1”。

(f1)DNE_NSTEP≤DNE≤DNE_PSTEP

(f2)F_Rinj_Wait(k-1)＝1

(f3)DNE_mod_n(k-1)≥DNE_NWAIT

(f4)DNE＜DNE_NSTEP

这里，条件(f3)中的DNE_NWAIT是用于判定是否需要第一次喷射率Rinj的变更等待的阈值，被设定为负的预定值(例如-5rpm)。

另一方面，当下述条件(f5)～(f7)均成立时，或者条件(f8)、(f9)均成立时，为了表示应当改变第一次喷射率Rinj，将等待标志F_Rinj_Wait设定为“0”。

(f5)DNE_NSTEP≤DNE≤DNE_PSTEP

(f6)F_Rinj_Wait(k-1)＝1

(f7)DNE_mod_n(k-1)＜DNE_NWAIT

(f8)DNE_NSTEP≤DNE≤DNE_PSTEP

(f9)F_Rinj_Wait(k-1)＝0

下面，对第一次喷射率Rinj和补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n的计算方法进行说明。首先，当F_Rinj_Wait＝1时，采用下式(7)、(8)来计算Rinj和DNE_mod_n的值。下式(8)中的λn是被设定为0＜λn＜1成立的延迟系数。即，补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n被计算为实施了作为响应指定型滤波处理的一次延迟滤波处理后的值，因此被计算为相对于变动预测值DNE表现出预定的一次延迟特性。

Rinj(k)＝Rinj(k-1)                                    ……(7)

DNE_mod_n(k)＝(1-λn)·DNE_mod_n(k-1)+λn·DNE_n_in(k)……(8)

另一方面，当F_Rinj_Wait＝0时，采用下式(9)、(10)计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n。

Rinj(k)＝Rinj_STB(k)                                  ……(9)

DNE_mod_n(k)＝0                                       ……(10)

接着采用下式(11)计算补偿目标值DNE_mod。

DNE_mod(k)＝-DNE_mod_n(k)                          ……(11)

另外，在所述动态补偿器44中，使用下式(12)计算补偿值Umusic_ig。另外，下式(12)中的a1、b1为后述的动态特性模型的模型参数。这里，如前所述，补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n采用式(8)而被计算为相对于变动预测值DNE表现出预定的一次延迟特性，因此用于抵消变动预测值DNE的补偿值Umusic_ig也被计算为表现出预定的一次延迟特性。

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上式(12)如下导出。首先，可以如下式(13)定义以补偿值Umusic_ig为输入，以变动预测值DNE为输出的系统的动态特性模型。即，该式(13)相当于表示补偿值Umusic_ig与作为控制量的发动机转速NE之间关系的动态特性模型。另外，该式(13)的逆传递函数如下式(14)所示。

DNE(k+1)＝a1·DNE(k)+b1·Umusic_ig(k)             ……(13)

$>>Umusic>\_>ig>>(>k>)>>=>>1>>b>1>>>[>DNE>>(>k>+>1>)>>->a>1>·>DNE>>(>k>)>>]>.>.>.>.>.>>(>14>)>>>s>$

这里，补偿值Umusic_ig为用于抵消(即补偿)变动预测值DNE的值，从而应当把补偿目标值DNE_mod计算为使DNE(k+1)＝-DNE_mod(k)成立。因此，将DNE(k+1)＝-DNE_mod(k)代入上式(14)，则导出前述式(12)。

如上所述，在分割喷射控制器40中，计算补偿值Umusic_ig和第一次喷射率Rinj。

下面，参照图13对前述协调反馈控制器50进行说明。如该图所示，协调反馈控制器50具有点火正时控制器60和吸入空气量控制器70。

首先，对点火正时控制器60进行说明。该点火正时控制器60如下所述，通过采用了目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，计算点火操作量Uig(＝Ig_log)，由目标值滤波器61、切换函数计算部62、趋近律输入计算部63、自适应律输入计算部64以及加法要素65构成。

在该目标值滤波器61中，采用下式(15)所示的一次延迟滤波算法来计算目标转速的滤波值NE_cmd_f。在该式(15)中，R为目标值响应指定参数，设定为-1＜R＜0范围内的值。由此，滤波值NE_cmd_f被计算为相对于目标转速NE_cmd表现出由目标值响应指定参数R的值所确定的一次延迟跟随响应性的值。

NE_cmd_f(k)＝-R·NE_cmd_f(k-1)+(1+R)·NE_cmd(k)    ……(15)

另外，在切换函数计算部62中，采用下式(16)、(17)来计算切换函数σne。在该式(16)中，S为切换函数设定参数，设定为-1＜S＜0范围内的值。另外，Ene为跟随误差，如式(17)所示，定义为发动机转速NE和目标转速的滤波值NE_cmd_f之间的偏差。

σne(k)＝Ene(k)+S·Ene(k-1)                       ……(16)

Ene(k)＝NE(k)-NE_cmd_f(k)                         ……(17)

另外，在趋近律输入计算部63中，使用切换函数σne和由协调增益调度器80设定的趋近律增益Krch_ig，通过下式(18)来计算趋近律输入Urch_ig。

Urch_ig(k)＝-Krch_ig(k)·σne(k)                  ……(18)

另外，在自适应律输入计算部64中，使用切换函数σne和由协调增益调度器80设定的自适应律增益Kadp_ig，通过下式(19)来计算自适应律输入Uadp_ig。

Uadp_ig(k)＝λ·Uadp_ig(k-1)-Kadp_ig(k)·σne(k)  ……(19)

在上式(19)中，λ为遗忘系数，设定为0＜λ＜1范围内的值。使用该遗忘系数λ的理由是，自适应律输入Uadp_ig作为积分项进行计算，因此如果不使用遗忘系数λ则可能过长地保持将点火操作量Uig校正到滞后侧的状态，因此需要避免这种状态。

另外，在加法要素65中，使用如上计算的趋近律输入Urch_ig和自适应律输入Uadp_ig、在分割喷射控制器40中计算的补偿值Umusic_ig、在映射值计算部90中计算的映射值Umap_ig，通过下式(20)来计算点火操作量Uig。

Uig(k)＝Urch_ig(k)+Uadp_ig(k)+Umap_ig(k)+Umusic_ig(k)……(20)

如上所述，在点火正时控制器60中，通过采用了式(15)～(20)的目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，来计算点火操作量Uig。另外，在本实施方式中，值(Urch_ig+Uadp_ig+Umap_ig)相当于第一基本操作量。

下面对前述吸入空气量控制器70进行说明。该吸入空气量控制器70如下所述，通过采用了目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，来计算进气操作量Uar(＝Liftin_cmd)，其由所述目标值滤波器61、所述切换函数计算部62、趋近律输入计算部73、自适应律输入计算部74和加法要素75构成。即，在该吸入空气量控制器70中，与点火正时控制器60共用目标值滤波器61和切换函数计算部62，从而共用目标转速的滤波值NE_cmd_f和切换函数σne而计算进气操作量Uar。

具体而言，首先在趋近律输入计算部73中，使用切换函数σne和由协调增益调度器80设定的趋近律增益Krch_ar，通过下式(21)来计算趋近律输入Urch_ar。 

Urch_ar(k)＝-Krch_ar(k)·σne(k)                    ……(21)

另外，在自适应律输入计算部74中，使用切换函数σne和由协调增益调度器80设定的自适应律增益Kadp_ar，通过下式(22)来计算自适应律输入Uadp_ar。

Uadp_ar(k)＝Uadp_ar(k-1)-Kadp_ar(k)·σne(k)        ……(22)

另外，在加法要素75中，使用如上计算的趋近律输入Urch_ar和自适应律输入Uadp_ar、在映射值计算部90中计算的映射值Umap_ig，通过下式(23)来计算进气操作量Uar。

Uar(k)＝Urch_ar(k)+Uadp_ar(k)+Umap_ar(k)            ……(23)

如上所述，在吸入空气量控制器70中，通过采用了式(15)～(17)、(21)～(23)所示的目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，来计算进气操作量Uar。

下面对前述协调增益调度器80进行说明。在该协调增益调度器80中，对应于切换函数σne的值，检索图14所示的趋近律增益计算用的映射图和图15所示的自适应律增益计算用的映射图，从而分别计算前述四个增益Krch_ig、Krch_ar、Kadp_ig、Kadp_ar。另外，两图14、15中σ1、σ2为σ1＜σ2的关系成立的正的预定值。

首先，参照图14的趋近律增益计算用的映射图，在该映射图中，趋近律增益Krch_ig对于切换函数σne的正侧和负侧的值对成地设定，在值0附近-σ1＜σne＜σ1的范围中，设定为预定的最大值Krch_ig1，并且在σne＜-σ2，σ2＜σne的范围中，设定为预定的最小值Krch_ig2。另外，在-σ2≤σne≤-σ1，σ1≤σne≤σ2的范围中，σne的绝对值越小则设定为越大的值。

并且，趋近律增益Krch_ar也对于切换函数σne的正侧和负侧的值对称地设定，在值0附近-σ1＜σne＜σ1的范围中，设定为预定的最小值Krch_ar2，并且在σne＜-σ2，σ2＜σne的范围中，设定为预定的最大值Krch_ar1。另外，在-σ2≤σne≤-σ1，σ1≤σne≤σ2的范围中，σne的绝对值越小则设定为越小的值。

另一方面，参照图15的自适应律增益计算用的映射图，在该映射图中，自适应律增益Kadp_ig对于切换函数σne的正侧和负侧的值对称地设定，在值0附近-σ1＜σne＜σ1的范围中，设定为预定的最大值Kadp_ig1，并且在σne＜-σ2，σ2＜σne的范围中，设定为预定的最小值Kadp_ig2。另外，在-σ2≤σne≤-σ1，σ1≤σne≤σ2的范围中，σne的绝对值越小则设定为越大的值。

另外，自适应律增益Kadp_ar也对于切换函数σne的正侧和负侧的值对称地设定，在值0附近-σ1＜σne＜σ1的范围中，设定为预定的最小值Kadp_ar2，并且在σne＜-σ2，σ2＜σne的范围中，设定为预定的最大值Kadp_ar1。另外，在-σ2≤σne≤-σ1，σ1≤σne≤σ2的范围中，σne的绝对值越小则设定为越小的值。

下面说明四个增益Krch_ig、Kadp_ig、Krch_ar、Kadp_ar的值进行如上设定的理由。即，如前所述，点火正时控制与吸入空气量控制相比，响应延迟较小而控制分辨率较高(相对于最小点火操作量Uig的发动机转速NE的变化程度较小)，并且在一个燃烧周期中对发动机扭矩TRQ、即怠速运转中的发动机转速NE的可改变幅度也较大，但从发动机3的燃烧状态的观点出发，具有点火正时Ig_log的控制幅度有限的特点。另一方面，吸入空气量控制的控制分辨率与点火正时控制相比较低，对于目标转速NE_cmd的较大变化能够应对，但是与点火正时控制相比在一个燃烧周期中对怠速运转中的发动机转速NE的可改变幅度较小，并且响应延迟较大，因此具有发动机转速NE对目标转速NE_cmd的收敛性较差的特点。

另外，在本实施方式的协调反馈控制器50中，如前所述使用目标值滤波型2自由度滑模控制算法，因此在切换函数σne的绝对值接近值0时，成为如下状态：发动机转速NE对于由目标值滤波器61设定的目标转速NE_cmd的跟随状态与实际的跟随状态的差较小，并且由切换函数σne指定的跟随误差Ene对值0的收敛特性与实际的收敛特性的差较小。

因此，当切换函数σne的绝对值接近值0时，为了提高怠速转速控制的分辨率和控制精度，在提高点火正时控制对怠速转速控制的贡献程度的同时，降低吸入空气量控制的贡献程度。与此相反，在切换函数σne的绝对值较大的情况下，成为如下状态：由目标值滤波器61设定的上述跟随特性与实际跟随特性的差较大，并且由切换函数σne指定的上述收敛特性与实际收敛特性的差较大，因此为了提高怠速转速控制的响应性，在提高吸入空气量控制对怠速转速控制的贡献程度的同时，降低点火正时控制的贡献程度。

基于以上原因，在本实施方式的协调反馈控制器50中的点火正时控制和吸入空气量控制的协调控制的情况下，切换函数σne的绝对值较小的区域，即切换函数σne的值接近切换直线的区域是点火正时控制为主的区域，此外的区域是吸入空气量控制为主的区域。与此相同，对于发动机转速NE和目标转速NE_cmd的关系，两者的乖离程度小的区域是点火正时控制为主的区域，而此外的区域是吸入空气量控制为主的区域。

下面对前述的映射值计算部90进行说明。在该映射值计算部90中，如下所述计算两个映射值Umap_ig、Umap_ar。这两个映射值Umap_ig、Umap_ar都是相当于用以将发动机转速NE控制为目标转速的滤波值NE_cmd_f(即用于将发动机转速NE控制为目标转速NE_cmd)的前馈项的值，因此如前所述在点火操作量Uig和进气操作量Uar的计算中用作加法项。

首先，对应于目标转速的滤波值NE_cmd_f检索图16所示的映射图来计算映射值Umap_ig。该图中的NE3、4为NE3＜NE4成立的发动机转速NE的预定值。另外，Umap_ig1、2为Umap_ig1＜Umap_ig2成立的映射值Umap_ig的预定值。

如该图所示，映射值Umap_ig在NE3≤NE_cmd_f≤NE4的范围中，目标转速的滤波值NE_cmd_f越高则越被设定为超前侧的值。这是由于，为了使发动机转速NE上升而需要增大发动机扭矩TRQ，为此而将点火操作量Uig控制到更超前侧。另外，映射值Umap_ig在NE_cmd_f＞NE4的范围中被设定为预定值Umap_ig2。这是由于使点火正时Ig_log比MBT更超前时，会相反地使发动机扭矩TRQ减小，从而将点火正时Ig_log保持于MBT。另外，映射值Umap_ig在NE_cmd_f＜NE3的范围中被设定为预定值Umap_ig1。这是由于使点火正时Ig_log过于滞后时会引起燃烧状态不稳定，导致发动机3的振动增大，因而需要避免。

另外，对应于目标转速的滤波值NE_cmd_f检索图17所示的映射图来计算映射值Umap_ar。在该图中，目标转速的滤波值NE_cmd_f越高则映射值Umap_ig被设定为越大的值。这是由于，如前所述为了使发动机转速NE上升而需要增大发动机扭矩TRQ，为此而将进气操作量Uar控制为更大的值，以使吸入空气量Gcyl增大。

下面对如上构成的本实施方式的怠速转速控制的仿真结果(以下称为“控制结果”)进行说明。首先，图18示出了本实施方式的怠速转速控制的控制结果的一例，图19为了进行比较而示出了在式(20)中保持为补偿值Umusic_ig＝0时的控制结果的一例。另外，两图18、19示出了把目标转速NE_cmd设定为NE1＜NEref＜NE2成立的预定值NEref，并且随着档位变化而在所述图11的停车时用映射图和行驶待机用映射图之间变更要求值Rinj_STB的计算用映射图时的控制结果例。

首先参照图19，在该比较例的控制结果中，在时刻t10，随着档位的改变，要求值Rinj_STB的计算用映射图从行驶待机用映射图变为停车时用映射图，且第一次喷射率Rinj从值1.0变为预定值Rinj1时，燃料喷射模式从单次喷射模式切换为分割喷射模式，热效率提高，从而使发动机转速NE相对于预定值NEref发生过冲(overshoot)而较大地偏离。即发生剧烈的转速变动。此时，在时刻t10以后，为了消除发动机转速NE与目标转速NE_cmd(＝NEref)之间的偏差，而使进气操作量Uar降低并将点火操作量Uig改变为滞后侧的值。

并且，在时刻t11，随着档位改变，要求值Rinj_STB的计算用映射图从停车时用映射图变为行驶待机用映射图，且第一次喷射率Rinj从预定值Rinj1变为值1.0时，燃料喷射模式从分割喷射模式切换为单次喷射模式，热效率降低，从而使发动机转速NE相对于预定值Neref下冲(downshoot)而较大地偏离。即、发生剧烈的转速变动。此时，在时刻t11以后为了消除发动机转速NE与目标转速NE_cmd之间的偏差，而使进气操作量Uar增大并将点火操作量Uig改变为超前侧的值，但无法抑制上述转速变动。

与此相对，在图18所示本实施方式的控制结果中，在时刻t1，随着档位的改变，要求值Rinj_STB的计算用映射图从行驶待机用映射图变为停车时用映射图，且第一次喷射率Rinj从值1.0变为预定值Rinj1时，变动预测值DNE从值0迅速变为比0大的值，由此，利用式(3)计算出的的补偿目标值的增大侧值DNE_mod_p、即补偿目标值DNE_mod从值0迅速变为大的值，使补偿值Umusic_ig也从值0迅速变为相当滞后侧的值(负值)。其结果，与扭矩增大相伴随的发动机转速NE的上升被补偿值Umusic_ig抵消，从而与图19的控制结果不同，基本能够避免发动机转速NE相对于预定值NEref的乖离而保持于稳定状态。即，通过使用补偿值Umusic_ig，能够适当地抑制剧烈的转速变动。

另外，在时刻t1之后，利用前述的遗忘系数λp的遗忘效应，使补偿值Umusic_ig平缓变化到超前侧时，因为与此相伴的扭矩增大而使发动机转速NE上升到比预定转速NEref略高的值，但进气操作量Uar平缓降低，吸入空气量Gcyl也平缓降低，以消除这种情况。

进气操作量Uar如此变化的理由如下。即，当发动机转速NE由于扭矩增大而上升时，前述协调反馈控制器50中的式(17)所示的跟随误差Ene增大，式(16)所示切换函数σne的值增大。由此，式(21)所示的趋近律输入Urch_ar和式(22)所示的自适应律输入Uadp_ar的绝对值增大，其结果，利用式(23)计算的进气操作量Uar的值减小。

然后，随着时间经过，档位改变，在要求值Rinj_STB的计算用映射图从停车时用映射图改变为行驶待机用映射图的时点(时刻t2)，由于DNE＜DNE_NSTEP成立而F_Rinj_Wait＝1成立。由此，第一次喷射率Rinj不变化为要求值Rinj_STB(＝1.0)，而是保持于此前的值、即预定值Rinj1。与此同时，使用式(8)的一次延迟滤波算法来计算补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n，并且把补偿目标值DNE_mod计算为该减小侧用值的负值-DNE_mod_n，从而此后伴随时间经过而增大。其结果，补偿值Umusic_ig被计算成平缓变化为比值0更滞后侧的值，并且为了抵消与此相伴的发动机转速NE的降低，使用前述控制算法来计算进气操作量Uar而使其平缓增大，使吸入空气量Gcyl平缓增大。

然后，在DNE_mod_n(k-1)＜DNE_NWAIT成立的时点(时刻t3)，F_Rinj_Wait＝0成立。由此，第一次喷射率Rinj从预定值Rinj改变为值1.0，燃料喷射模式从分割喷射模式改变为单次喷射模式，并且补偿值Umusic_ig瞬时地超前到值0°。其结果，伴随扭矩减小的发动机转速NE的降低被补偿值Umusic_ig抵消，从而不同于图19的控制结果，基本能够避免发动机转速NE相对于预定值NEref的乖离而保持于稳定状态。即，通过使用补偿值Umusic_ig而能够适当地抑制与扭矩减小相伴随的剧烈的转速变动。

如上所述，根据本实施方式的怠速转速控制方法，通过使用补偿值Umusic_ig，即使在将燃料喷射模式从分割喷射模式切换为单次喷射模式的情况或反向切换的情况下，也能够适当地抑制剧烈的转速变动，而使发动机转速NE保持于稳定状态。

下面，参照图20对ECU 2所执行的包含怠速转速控制处理在内的各种处理进行说明。该处理具体而言按照预定的控制周期执行点火正时控制处理、吸入空气量控制处理和燃料喷射控制处理。

在该处理中，首先在步骤1(图中略作“S1”，下同)中，判别气门驱动正常标志F_VDOK是否为“1”。该气门驱动正常标志F_VDOK在可变进气门驱动机构4和可变排气门驱动机构5均正常时设定为“1”，而在其它情况下设定为“0”。

当步骤1的判别结果为“是”，可变进气门驱动机构4和可变排气门驱动机构5均正常时，进入步骤2，判别怠速运转标志F_IDLE是否为“1”。该怠速运转标志F_IDLE在怠速运转条件成立时，即以下三个条件(g1)～(g3)均成立时设定为“1”，而在其它情况下设定为“0”。

(g1)油门开度AP为表示全闭状态的值。

(g2)车速VP为预定值(例如3km)以下。

(g3)发动机转速NE为预定值(例如200rpm)以上。

当步骤2的判别结果为“是”时，判定为应当进行怠速转速控制，进入步骤3，对应于发动机水温TW和辅机负载Load来检索前述图9的映射图，从而计算怠速运转用的目标转速NE_cmd。

接着，在步骤4中利用前述式(15)来计算目标转速的滤波值NE_cmd_f，然后，在步骤5中利用前述式(16)、(17)来计算切换函数σne。

接着，进入步骤6来计算第一次喷射率Rinj和补偿值Umusic_ig。该计算处理具体而言如图21所示进行。如图所示，首先在步骤20中，对应于目标转速NE_cmd来检索前述图11的映射图，从而计算第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB。

接着进入步骤21，对应于第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB和目标转速NE_cmd来检索前述图12的映射图，从而计算映射值DNE_map。然后，在步骤22中利用前述式(1)来计算变动预测值DNE。

接着，在步骤23中计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值DNE_mod。该计算处理具体如图22所示进行。如该图所示，首先在步骤30中判别变动预测值DNE是否比前述的增大侧阈值DNE_PSTEP大。

当该判别结果为“是”时，判定为发动机转速NE向增大方向变动，从而应当计算补偿目标值的增大侧用值DNE_mod_p，进入步骤31，为了表示该情况而将变动方向标志F_DNE_dir设定为“1”。接着进入步骤32而将第一次喷射率Rinj设定为要求值Rinj_STB。

在步骤32之后的步骤33中，利用前述式(3)来计算补偿目标值的增大侧用值DNE_mod_p。接着，在步骤34中，将补偿目标值DNE_mod设定为增大侧用值DNE_mod_p，然后结束本处理。

另一方面，当步骤30的判别结果为“否”时，进入步骤35，判别变动预测值DNE是否比前述的减小侧阈值DNE_NSTEP小。当该判别结果为“是”时，判定为发动机转速NE向减小方向变动，从而应当计算补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n，进入步骤36，为了表示该情况而将变动方向标志F_DNE_dir设定为“0”。

接着，进入步骤37而将变动预测值的减小侧用值DNE_n_in设定为在步骤22中计算出的变动预测值DNE。然后进入步骤38，为了表示需要进行第一次喷射率Rinj的变更等待，将等待标志F_Rinj_Wait设定为“1”。

另一方面，当步骤35的判别结果为“否”，DNE_NSTEP≤DNE≤DNE_PSTEP成立时，进入步骤39，判别变动方向标志的前次值F_DNE_dirz是否为“1”。

当该判别结果为“是”，在前次循环中进行了补偿目标值的增大侧用值DNE_mod_p的计算时，如前所述执行步骤31～34，之后结束本处理。

另一方面，当步骤39的判别结果为“否”，则在前次循环中进行了补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n的计算时，进入步骤40，为了表示应当继续计算补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n，而将变动方向标志F_DNE_dir设定为“0”。

在步骤40之后的步骤41中，将变动预测值的减小侧用值DNE_n_in设定为其前次值DNE_n_inz。接着在步骤42中，判别等待标志的前次值F_Rinj_Waitz是否为“0”。当该判别结果为“是”时，判定为应当改变第一次喷射率Rinj，进入步骤44，为了表示该情况而将等待标志F_Rinj_Wait设定为“0”。

另一方面，当步骤42的判别结果为“否”，F_Rinj_Waitz＝1时，即在前次循环中未进行第一次目标喷射率Rinj的变更等待时，进入步骤43，判别补偿目标值的减小侧用值的前次值DNE_mod_nz是否比所述阈值DNE_NWAIT小。

当该判别结果为“否”，NE_mod_nz≥DNE_NWAIT时，判定为需要进行第一次喷射率Rinj的变更等待，进入所述步骤38，将等待标志F_Rinj_Wait设定为“1”。

另一方面，当步骤43的判别结果为“是”，NE_mod_nz＜DNE_NWAIT时，判定为应当改变第一次喷射率Rinj，进入所述步骤44，将等待标志F_Rinj_Wait设定为“0”。

在步骤38或者步骤44之后的步骤45中，判别等待标志F_Rinj_Wait是否为“1”。当该判别结果为“是”，需要进行第一次喷射率Rinj的变更等待时，进入步骤46，将第一次喷射率Rinj设定为其前次值Rinjz。

接着，在步骤47中利用前述式(8)计算补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n。

另一方面，当步骤45的判别结果为“否”，应当改变第一次喷射率Rinj时，进入步骤48，将第一次喷射率Rinj设定为其要求值Rinj_STB。接着，在步骤49中，将补偿目标值的减小侧用值DNE_mod_n设定为值0。

在步骤47或者步骤49之后的步骤50中，将补偿目标值DNE_mod设定为其减小侧用值的负值-DNE_mod_n。然后，结束本处理。

返回图21，在步骤23中，如上所述计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值DNE_mod，然后进入步骤24，利用前述式(12)来计算补偿值Umusic_ig，结束本处理。

返回图20，在步骤6中，如上所述计算第一次喷射率Rinj和补偿值Umusic_ig，然后进入步骤7，计算点火操作量Uig。该计算处理具体如图23所示执行。

如该图所示，首先，在步骤60中，对应于切换函数σne，检索前述图14的映射图来计算趋近律增益Krch_ig。在步骤60之后的步骤61中，利用前述式(18)来计算趋近律输入Urch_ig。

接着进入步骤62，对应于切换函数σne，检索前述图15的映射图来计算自适应律增益Kadp_ig。在步骤62之后的步骤63中，利用前述式(19)来计算自适应律输入Uadp_ig。

接着进入步骤64，对应于目标转速的滤波值NE_cmd_f，检索前述的图16的映射图来计算映射值Umap_ig。接着在步骤65中利用前述式(20)来计算点火操作量Uig，然后结束本处理。

返回图20，在步骤7中如上所述计算点火操作量Uig，然后进入步骤8，计算进气操作量Uar。该计算处理具体如图24所示执行。

如该图所示，首先在步骤70中，对应于切换函数σne，检索前述图14的映射图来计算趋近律增益Krch_ar。在步骤70之后的步骤71中，利用前述式(21)来计算趋近律输入Urch_ar。

接着进入步骤72，对应于切换函数σne，检索前述图15的映射图来计算自适应律增益Kadp_ar。在步骤72之后的步骤73中，利用前述式(22)来计算自适应律输入Uadp_ar。

接着进入步骤74，对应于目标转速的滤波值NE_cmd_f，检索前述的图17的映射图来计算映射值Umap_ar。接着在步骤75中利用前述式(23)来计算进气操作量Uar，然后结束本处理。

返回图20，在步骤8中如上所述计算进气操作量Uar，然后进入步骤9，将点火操作量Uig设定为点火正时Ig_log。然后进入步骤10，将进气操作量Uar设定为目标进气开角Liftin_cmd。

接着在步骤11中，对应于进气开角Liftin和目标进气开角Liftin_cmd，利用下式(24)～(30)的目标值滤波型2自由度滑模控制算法来计算进气控制输入Uliftin。

Liftin_cmd_f(k)＝-POLE_f”·Liftin_cmd_f(k-1)

                 +(1+POLE_f”)·Liftin_cmd(k)          ……(24)

σli(k)＝Eli(k)+POLE”·Eli(k-1)                       ……(25)

Eli(k)＝Liftin(k)-Liftin_cmd-f(k-1)                    ……(26)

$>>Ueq>\_>li>>(>k>)>>=>>1>>>b>1>>>\prime >\prime >>>>\{>>(>1>->>>a>1>>>\prime >\prime >>>->>POLE>>\prime >\prime >>>)>>·>Liftin>>(>k>)>>+>>(>>POLE>>\prime >\prime >>>->>>a>2>>>\prime >\prime >>>)>>·>Liftin>>(>k>->1>)>>>s>$

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Uliftin(k)＝Ueq_li(k)+Urch_li(k)+Uadp_li(k)            ……(30)

在各式(24)～(30)中，Liftin_cmd_f表示目标进气开角Liftin_cmd的滤波值，σli表示切换函数，Eli表示跟随误差，Ueq_li表示等价控制输入，Urch_li表示趋近律输入，Krch_li表示趋近律输入增益，Uadp_li表示自适应律输入，Kadp_li表示自适应律输入增益。另外，POLE_f”是设定为-1＜POLE_f”＜0的关系成立的目标值响应指定参数，POLE”是设定为-1＜POLE”＜0成立的切换函数设定参数。另外，a1”、a2”、b1”、b2”表示定义了气门升程Liftin和进气控制输入Uliftin之间的动态特性的模型(未图示)的模型参数。

如上所述，通过计算怠速转速控制用的点火正时Ig_log和进气控制输入Uliftin，从而能够在对应于点火正时Ig_log的定时，经由火花塞13执行点火正时控制，并且经由可变进气门驱动机构4来驱动进气门4a，使得成为与进气控制输入Uliftin相应的进气开角Liftin。由此，将进气开角Liftin控制为收敛于目标进气开角Liftin_cmd，控制吸入空气量Gcyl。

在步骤11之后的步骤12中，计算第一次喷射量Tcyl1和第二次喷射量Tcyl2。该计算处理具体如图25所示执行。

如该图所示，首先在步骤80中根据空气流量传感器22的检测信号和发动机转速NE等来计算吸入空气量Gcyl。接着进入步骤81，将换算系数Faf和吸入空气量Gcyl的积Faf·Gcyl设定为燃料换算值Gfuel。该换算系数Faf是用于将吸入空气量Gcyl换算为燃料量的值，在未图示的计算处理中，作为反映成为混合气空燃比的目标值的目标空燃比等的值而算出。

在步骤81之后的步骤82中，将第一次喷射率Rinj和燃料换算值Gfuel的积Rinj·Gfuel设定为第一次燃料换算值Gfuel1。接着进入步骤83，对应于第一次燃料换算值Gfuel1，检索未图示的映射图来计算第一次喷射量Tcyl1。此时，第一次喷射量Tcyl1作为燃料喷射阀6的气门定时(开启和关闭定时)而算出。

接着在步骤84中，将从值1减去第一次喷射率Rinj后的值与燃料换算值Gfuel之积(1-Rinj)·Gfuel设定为第二次燃料换算值Gfuel2。在步骤84之后的步骤85中，对应于第二次燃料换算值Gfuel2，检索未图示的映射图而计算第二次喷射量Tcyl2。此时，第二次喷射量Tcyl2也与第一次喷射量Tcyl1同样地，作为燃料喷射阀6的气门定时而算出。然后结束本处理。

返回图20，在步骤12中如上计算第一次喷射量Tcyl1和第二次喷射量Tcyl2，然后结束本处理。

另一方面，当步骤2的判别结果为“否”，怠速运转条件不成立时，进入步骤13，对应于目标转速NE_cmd和油门开度AP，检索图26所示的映射图来计算点火正时Ig_log。在该图中，AP1～AP3为AP1＜AP2＜AP3的关系成立的预定的油门开度AP，这一点在以下说明中也相同。在该映射图中，点火正时Ig_log是油门开度AP越大则越被设定为滞后侧的值，并且在高转速区中，发动机转速NE越高则越被设定为滞后侧的值。这是由于，当发动机转速NE或发动机负载较高时，容易发生爆震，为了避免这种情况而需要将点火正时Ig_log控制到滞后侧。

接着在步骤14中，对应于目标转速NE_cmd和油门开度AP，检索图27所示的映射图来计算目标进气开角Liftin_cmd。在该映射图中，目标进气开角Liftin_cmd是油门开度AP越大或者发动机转速NE越高，则越被设定为大的值。这是由于，当发动机转速NE或发动机负载较高时，为了确保与之相应的发动机扭矩TRQ而将进气开角Liftin、即吸入空气量Gcyl控制为较大的值。

接着如前所述，在步骤11中计算进气控制输入Uliftin，然后在步骤12中计算第一次喷射量Tcyl1和第二次喷射量Tcyl2，此后结束本处理。

另一方面，当步骤1的判别结果为“否”，可变进气门驱动机构4和可变排气门驱动机构5中至少一方发生故障时，进入步骤15，将点火正时Ig_log设定为故障时值Ig_fs。该故障时值Ig_fs通过预定的反馈控制算法而算出，使得发动机转速NE成为预定的故障时目标转速NE_cmd_fs(例如1500rpm)。

接着在步骤16中，将进气控制输入Uliftin设定为值0，然后结束本处理。由此，进气门4a被可变进气门驱动机构4驱动为使得进气开角Liftin成为最小值。

如上所述，根据第一实施方式的控制装置1，在由于发动机扭矩TRQ的增大要求的发生，或者第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB的计算用映射图的切换等原因，而使燃烧模式从均匀燃烧模式切换为成层燃烧模式的情况下，与该切换定时同步地，利用补偿值Umusic_ig将点火操作量Uig、即点火正时Ig_log迅速地校正到滞后侧，从而能够抵消与成层燃烧模式切换相伴随的发动机扭矩TRQ的增大、即发动机转速NE的上升。

另外，在向成层燃烧模式的切换以后，通过使用了式(3)所示的遗忘系数λp的遗忘运算处理来计算补偿目标值的增大侧用值DNE_mod_p，因此随着运算处理的进行，补偿值Umusic_ig向值0变化，点火操作量Uig、即点火正时Ig_log平缓地变化到超前侧。由此，不会长时间地保持点火正时Ig_log被补偿值Umusic_ig校正到滞后侧的状态，从而能够提高燃料效率。

另外，在由于点火正时Ig_log平缓地变化到超前侧而使发动机转速NE上升时，如前所述，通过协调反馈控制器50的式(23)计算进气操作量Uar、即目标进气开角Liftin_cmd，使其平缓减小，从而将吸入空气量Gcyl平缓地控制到减小侧。其结果，能够抑制在向成层燃烧模式的切换以后，与点火正时Ig_log向超前侧的变化相伴随的发动机转速NE的上升。即，可以利用进气操作量Uar控制吸入空气量Gcyl以抵消补偿值Umusic_ig的影响。

另一方面，在由于发动机扭矩TRQ的减小要求的发生，或者第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB的计算用映射图的切换等原因，而使燃烧模式从成层燃烧模式向均匀燃烧模式切换的情况下，在减小要求的发生时刻或计算用映射图的切换时刻，不进行向均匀燃烧模式的切换，此后在补偿值Umusic_ig的绝对值向滞后侧变化到可对扭矩下降进行补偿的值的时刻，进行向均匀燃烧模式的切换，并且还把补偿值Umusic_ig迅速地向超前侧改变到值0。由此，可以利用补偿值Umusic_ig抵消与向均匀燃烧模式的切换相伴随的发动机扭矩TRQ的减小、即发动机转速NE的降低。

另外，在燃烧模式的切换等待中，当由于补偿值Umusic_ig向滞后侧的变化而使发动机转速NE降低时，如前所述，利用协调反馈控制器50的式(23)来计算进气操作量Uar即目标进气开角Liftin_cmd，使其平缓增大，将吸入空气量Gcyl平缓地控制到增大侧。由此，能够抵消发动机转速NE的降低。

另外，点火操作量Uig和进气操作量Uar分别通过采用了目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，并共用切换函数σne和目标转速的滤波值NE_cmd_f而算出，从而能够避免这些操作量Uig、Uar相互干涉，而使发动机转速NE适当地收敛于目标转速NE_cmd。

另外，第一实施方式是将作为校正值的补偿值Umusic_ig作为加法项进行计算的例子，但是本发明的用于校正第一操作量的校正值不限于此，只要是以抵消与燃烧模式的切换相伴随的控制量变化的方式校正第一操作量即可。例如作为校正值可以使用乘以点火操作量Uig后的值。

另外，第一实施方式为将本发明控制装置应用于在两个燃烧模式(即成层燃烧模式和均匀燃烧模式)之间切换混合气的燃烧模式而进行运转的内燃机的例子，但是本发明的控制装置不限于此，也可以应用于在三个以上的燃烧模式之间切换混合气的燃烧模式而进行运转的内燃机。例如可以将本发明的控制装置应用于在压缩点火燃烧模式、均匀燃烧模式和成层燃烧模式之间切换混合气的燃烧模式而进行运转的内燃机，以及在2冲程模式和4冲程模式之间切换而运转的内燃机。

另外，第一实施方式为将本发明的控制装置应用于在成层燃烧模式和均匀燃烧模式之间切换混合气的燃烧模式而进行运转的内燃机的例子，但是本发明的控制装置不限于此，可以应用于在多个燃烧模式之间切换而运转的内燃机。例如也可以应用于在压缩点火燃烧模式和均匀燃烧模式之间切换而运转的内燃机。

另一方面，第一实施方式为将本发明的控制装置应用于车辆用内燃机的例子，但是本发明的控制装置不限于此，也可以应用于船舶用或者发电用的内燃机等的各种内燃机。

另外，第一实施方式为将与第二操作量相当的进气操作量Uar作为目标进气开角Liftin_cmd来进行计算的例子，但是也可以构成为作为进气控制输入Uliftin来计算进气操作量Uar，利用如此计算的进气控制输入Uliftin来控制可变进气门驱动机构4。另外，在作为自由地改变进气门的气门定时的机构，采用了自由地改变进气门升程(最大扬程)的可变气门升程机构，或者自由地改变进气凸轮相对于曲轴的相位的可变凸轮相位机构的情况下，可以将进气操作量Uar作为用于控制这些机构的控制输入或者值来进行计算。即，进气操作量Uar只要是计算为可以改变吸入空气量Gcyl的值即可。

另外，第一实施方式为在由于燃烧模式的切换而发生扭矩降低的情况下，在等待标志F_Rinj_Wait从“1”切换为“0”的定时，把补偿值Umusic_ig计算为瞬时变为值0的例子，但是只要能够抑制与扭矩降低相伴随的转速变动，也可以把补偿值Umusic_ig计算为比第一实施方式更平缓地变为值0。

下面参照图28对本发明第二实施方式的内燃机控制装置1A进行说明。该控制装置1A与第一实施方式的控制装置1相比不同之处仅在于代替怠速转速控制器30而具有如图28所示的Pmi控制器130，而除此以外与第一实施方式的控制装置1相同，因此下面对该Pmi控制器130进行说明。

该Pmi控制器130如下所述控制图示平均有效压力Pmi，具体而言由ECU 2构成。此时，图示平均有效压力Pmi实质上相当于发动机扭矩TRQ，因此控制图示平均有效压力Pmi相当于控制发动机扭矩TRQ。另外在本实施方式中，图示平均有效压力Pmi相当于表示发生扭矩的控制量。

在该Pmi控制器130中利用下述控制算法，计算第一次喷射率Rinj、点火操作量Uig’和进气操作量Uar’，将这三个值Rinj、Uig’、Uar’输入作为控制对象的发动机3，从而能够在发动机3的运转中对作为控制量的图示平均有效压力Pmi进行反馈控制，从而使其不表现出剧烈变动状态(换言之，不会发生急剧的扭矩变动)而收敛于后述的目标压力Pmi_cmd。此时，点火操作量Uig’为点火正时Ig_log，进气操作量Uar’为前述的目标进气开角Liftin_cmd。另外，在本实施方式中，Pmi控制器130相当于第一操作量计算单元和第二操作量计算单元，点火操作量Uig’相当于第一操作量，进气操作量Uar’相当于第二操作量。

Pmi控制器130如图28所示具有：目标值计算部131、分割喷射控制器140、协调反馈控制器150、协调增益调度器180以及映射值计算部190。

在该目标值计算部131中，对应于表示发动机3的运转状态的运转状态参数(例如发动机转速NE和油门开度AP)，检索未图示的映射图来计算目标压力Pmi_cmd。另外在本实施方式中，目标值计算部131相当于目标控制量计算单元，目标压力Pmi_cmd相当于目标控制量。

另外，在分割喷射控制器140中如后所述，对应于发动机转速NE和目标压力Pmi_cmd来计算补偿值Umusic_ig’和第一次喷射率Rinj。另外在本实施方式中，分割喷射控制器140相当于校正值计算单元和延迟单元，而补偿值Umusic_ig’相当于校正值。

另外，在协调反馈控制器150中如后所述，对应于目标压力Pmi_cmd、图示平均有效压力Pmi、补偿值Umusic_ig’、两个映射值Umap_ig’、Umap_ar’和四个增益Krch_ig’、Kadp_ig’、Krch_ar’、Kadp_ar’，来计算点火操作量Uig’和进气操作量Uar’。另外，在本实施方式中，协调反馈控制器150相当于第一基本操作量计算单元和修正单元。

另一方面，在协调增益调度器180中如后所述，对应于由协调反馈控制器150计算出的切换函数σpmi，计算四个增益Krch_ig’、Kadp_ig’、Krch_ar’、Kadp_ar’。

另外，在映射值计算部190中，如后所述，对应于发动机转速NE和由协调反馈控制器150计算出的目标压力滤波值Pmi_cmd_f，计算两个映射值Umap_ig’、Umap_ar’。另外，在本实施方式中，映射值计算部190相当于第一基本操作量计算单元。

下面对前述的分割喷射控制器140进行说明。在该分割喷射控制器140中，如下所述，对应于发动机转速NE和目标压力Pmi_cmd，来计算补偿值Umusic_ig’和第一次喷射率Rinj。该补偿值Umusic_ig’是与用于通过点火正时控制来对发动机3运转中的剧烈转速变动进行补偿的前馈项相当的值，因此在后述的点火正时控制器60的点火操作量Uig’的计算中用作加法项。

分割喷射控制器140如图29所示，具有Rinj_STB计算部141、DPmi计算部142、前馈控制器143和动态补偿器144。

在该Rinj_STB计算部141中，对应于发动机转速NE和目标压力Pmi_cmd，检索图30所示的映射图，从而计算第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB。在该图中，Rinj3、4为Rinj3＜Rinj4和Rinj4＝Rinj_lmt成立的第一次喷射率Rinj的预定值。

如图30所示在高转速区，要求值Rinj_STB设定为值1.0。这是由于在高转速区中一个燃烧循环的时间较短，无法确保第二次喷射量Tcyl2的喷射时间，因而选择单次喷射模式。另外在该映射图中，在目标压力Pmi_cmd和发动机转速NE较低的区域，即低负载/低转速区，要求值Rinj_STB设定为预定值Rinj2。这是为了通过混合气的较弱的成层化而提高热效率并提高燃料效率。另外在高负载/低转速区中，要求值Rinj_STB设定为预定值Rinj3。这是为了通过燃料冷却使填充效率提高，并实现混合气的弱成层化，以期抑制爆震并提高发动机扭矩TRQ。

接着在DPmi计算部142中，对应于第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB和目标压力Pmi_cmd，来计算变动预测值DPmi。该变动预测值DPmi是对发动机3的运转中改变第一次喷射率Rinj时的图示平均有效压力Pmi的变动量进行预测的值，具体采用下述方法进行计算。

首先，对应于第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB和目标压力Pmi_cmd，检索图31和图32所示映射图来计算映射值DPmi_map。图31和图32分别是在发动机转速NE处于预定的低转速区时或者处于预定的中转速区时用于计算映射值DPmi_map的低转速区用和中转速区用的映射图。这些映射图相当于表示目标压力Pmi_cmd和第一次喷射率Rinj的要求值Rinj_STB之间的关系，即作为控制量的图示平均有效压力Pmi与成层燃烧模式以及均匀燃烧模式之间关系的响应曲面模型。另外，由于当发动机转速NE处于高转速区时，无法执行分割喷射模式，因而没有设定高转速区用的映射图。

两图中的Rinj2为相对于所述预定值Rinj3成立Rinj2＜Rinj3的第一次喷射率Rinj的预定值。在这些映射图中，没有设定Rinj_STB＜Rinj2的范围用的目标压力Pmi_cmd的曲线。这是由于，在Rinj_STB＜Rinj2的范围中，发动机3的燃烧状态不稳定而需要避免这种情况。另外，由于前述的燃料喷射阀6的特性，也没有设定Rinj4＜Rinj_STB＜1.0的范围用的目标压力Pmi_cmd的曲线。

下面利用下式(31)来计算变动预测值DPmi。

DPmi(k)＝DPmi_map(k)-DPmi_map(k-1)                  ……(31)

另外，在前述的前馈控制器143中，利用下述方法来计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值DPmi_mod。该补偿目标值DPmi_mod是与要通过补偿值Umusic_ig’来进行补偿的图示平均有效压力Pmi的变动量相当的值。

首先如下设定变动方向标志F_DPmi_dir的值。该变动方向标志F_DPmi_dir表示当改变第一次喷射率Rinj时是否预测为图示平均有效压力Pmi向增大侧变化。具体而言，当下述条件(h1)成立时，或者条件(h2)、(h3)均成立时，预测为当第一次喷射率Rinj改变时，图示平均有效压力Pmi向增大侧变化，因此为了表示该情况而将变动方向标志F_DPmi_dir设定为“1”。

(h1)DPmi＞DPmi_PSTEP

(h2)DPmi_NSTEP≤DPmi≤DPmi_PSTEP

(h3)F_DPmi_dir(k-1)＝1

这里，条件(h1)、(h2)的DPmi_PSTEP是用于判定当第一次喷射率Rinj改变时图示平均有效压力Pmi是否向增大侧变化的增大侧阈值，被设定为正的预定值(例如50kpa)。另外，条件(h2)的DPmi_NSTEP是用于判定当第一次喷射率Rinj改变时图示平均有效压力Pmi是否向减小侧变化的减小侧阈值，设定为负的预定值(例如-50kpa)。

另一方面，当下述条件(h4)成立时，或者条件(h5)、(h6)均成立时，预测为当第一次喷射率Rinj改变时，图示平均有效压力Pmi不向增大侧变化，因此为了表示该情况而将变动方向标志F_DPmi_dir设定为“0”。

(h4)DPmi＜Dpmi_NSTEP

(h5)DPmi_NSTEP≤DPmi≤DPmi_PSTEP

(h6)F_DPmi_dir(k-1)＝0

另外，当变动方向标志F_DPmi_dir被设定为“1”时，利用下式(32)、(33)来计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值的增大侧用值DPmi_mod_p。

Rinj(k)＝Rinj_STB(k)                                 ……(32)

DPmi_mod_p(k)＝λp’·DPmi_mod_p(k-1)+DPmi(k)        ……(33)

上式(33)中λp’是设定为0＜λp’＜1成立的遗忘系数。如该式(33)所示，通过把遗忘系数λp’与增大侧用值的前次值DPmi_mod_p(k-1)相乘，并且在第一次喷射率Rinj改变后使变动预测值DPmi变为值0，从而伴随着运算处理的进行，使增大侧用值DPmi_mod_p收敛于值0。由此，使用增大侧用值DPmi_mod_p计算的补偿值Umusic_ig’也收敛于值0，从而使点火操作量Uig从利用补偿值Umusic_ig’校正于滞后侧的值的状态变为无校正的状态。

接着利用下式(34)来计算补偿目标值DPmi_mod。

DPmi_mod(k)＝DPmi_mod_p(k)                        ……(34)

另一方面，当变动方向标志F_DPmi_dir被设定为“0”时，根据变动预测值DPmi与减小侧阈值DPmi_NSTEP的比较结果，如下所述来计算变动预测值的减小侧用值DPmi_n_in、第一次喷射率Rinj和补偿目标值的减小侧用值DPmi_mod_n，并且设定等待标志F_Rinj_Wait的值。

首先对变动预测值的减小侧用值DPmi_n_in的计算方法进行说明。该变动预测值的减小侧用值DPmi_n_in如后所述用于补偿目标值的减小侧用值DPmi_mod_n的计算，当DPmi＜DPmi_NSTEP成立时利用下式(35)来进行计算。

DPmi_n_in(k)＝DPmi(k)                            ……(35)

另一方面，当DPmi_NSTEP≤DPmi≤DPmi_PSTEP成立时，变动预测值的减小侧用值DPmi_n_in利用下式(36)计算。

DPmi_n_in(k)＝DPmi_n_in(k-1)                     ……(36)

下面对等待标志F_Rinj_Wait的设定方法进行说明。该等待标志F_Rinj_Wait用于在预测为当改变第一次喷射率Rinj时发动机扭矩TRQ(即图示平均有效压力Pmi)向减小侧变化的情况下，判定是否使第一次喷射率Rinj的改变等待到点火正时Ig_log的改变所引起的发动机扭矩TRQ的降低结束，如下进行设定。

首先当下述条件(j1)～(j3)均成立时，或者条件(j4)成立时，将等待标志F_Rinj_Wait设定为“1”。该条件(j3)中的DPmi_NWAIT为用于判定是否需要第一次喷射率Rinj的变更等待的阈值，设定为负的预定值(例如-10kPa)。

(j1)DPmi_NSTEP≤DPmi(k)≤DPmi_PSTEP

(j2)F_Rinj_Wait(k-1)＝1

(j3)DPmi_mod_n(k-1)≥DPmi_NWAIT

(j4)DPmi＜DPmi_NSTEP

另一方面，当下述条件(j5)～(j7)均成立时，或者条件(j8)、(j9)均成立时，将等待标志F_Rinj_Wait设定为“0”。

(j5)DPmi_NSTEP≤DPmi(k)≤DPmi_PSTEP

(j6)F_Rinj_Wai(k-1)＝1

(j7)DPmi_mod_n(k-1)＜DPmi_NWAIT

(j8)DPmi_NSTEP≤DPmi(k)≤DPmi_PSTEP

(j9)F_Rinj_Wait(k-i)＝0

下面对第一次喷射率Rinj和补偿目标值的减小侧用值DPmi_mod_n的计算方法进行说明。首先，当F_Rinj_Wait＝1时，采用下式(37)、(38)计算Rinj和DPmi_mod_n的值。下式(38)中的λn’是设定为0＜λn’＜1成立的延迟系数。即，补偿目标值的减小侧用值DPmi_mod_n被作为实施了一次延迟滤波处理的值而算出。

Rinj(k)＝Rinj(k-1)                                     ……(37)

DPmi_mod_n(k)＝(1-λn’)·DPmi_mod_n(k-1)+λn’·DPmi_n_in(k)

                                                       ……(38)

另一方面，当F_Rinj_Wait＝0时，采用下式(39)、(40)计算第一次喷射率Rinj和补偿目标值的减小侧用值DPmi_mod_n。

Rinj(k)＝Rinj_STB(k)                                   ……(39)

DPmi_mod_n(k)＝0                                       ……(40)

然后最终采用下式(41)计算补偿目标值Dpmi_mod。

DPmi_mod(k)＝-DPmi_mod_n(k)                            ……(41)

另外，在所述动态补偿器144中，使用下式(42)计算补偿值Umusic_ig’。另外，下式(42)中的a1’、b1’为后述的动态特性模型的模型参数。

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上式(42)如下导出。首先，如下式(43)那样定义以补偿值Umusic_ig’为输入、以变动预测值DPmi为输出的系统的动态特性模型。即，该式(43)相当于表示补偿值Umusic_ig’与作为控制量的图示平均有效压力Pmi之间关系的动态特性模型。另外，该式(43)的逆传递函数如下式(44)。

DPmi(k+1)＝a1’·DPmi(k)+b1’·Umusic_ig’(k)          ……(43)

$>>Umusic>\_>>ig>\prime >>>(>k>)>>=>>1>>>b>1>>\prime >>>[>DPmi>>(>k>+>1>)>>->>>a>1>>\prime >>·>DPmi>>(>k>)>>]>.>.>.>.>.>>(>44>)>>>s>$

这里，补偿值Umusic_ig’为用于抵消(即补偿)变动预测值DPmi的值，从而应当把补偿目标值DPmi_mod计算成使DPmi(k+1)＝-Dpmi_mod(k)成立。因此，将DPmi(k+1)＝-Dpmi_mod(k)代入上式(44)时，导出前述式(42)。

如上所述，在分割喷射控制器140中，计算出补偿值Umusic_ig’和第一次喷射率Rinj。

下面参照图33对前述的协调反馈控制器150进行说明。如该图所示，协调反馈控制器150具有点火正时控制器160和吸入空气量控制器170。

首先，对点火正时控制器160进行说明。该点火正时控制器160如下所述，通过采用了目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，计算点火操作量Uig’(＝Ig_log)，由目标值滤波器161、切换函数计算部162、趋近律输入计算部163、自适应律输入计算部164以及加法要素165构成。

在该目标值滤波器161中，采用下式(45)所示的一次延迟滤波算法来计算目标压力的滤波值Pmi_cmd_f。在该式(45)中，R’为目标值响应指定参数，设定为-1＜R’＜0范围内的值。由此，滤波值Pmi_cmd_f被计算成对于目标压力Pmi_cmd表现出由目标值响应指定参数R’的值确定的一次延迟跟随响应性的值。

Pmi_cmd_f(k)＝-R’·Pmi_cmd_f(k-1)+(1+R’)·Pmi_cmd(k)  ……(45)

另外，在切换函数计算部162中，采用下式(46)、(47)来计算切换函数σpmi。在该式(46)中，S’为切换函数设定参数，设定为-1＜S’＜0范围内的值。另外，Epmi为跟随误差，如式(47)所示，定义为图示平均有效压力Pmi和目标压力的滤波值Pmi_cmd_f之间的偏差。

σpmi(k)＝Epmi(k)+S’·Epmi(k-1)                       ……(46)

Epmi(k)＝Pmi(k)-Pmi_cmd_f(k)                           ……(47)

另外，在趋近律输入计算部163中，使用切换函数σpmi和由协调增益调度器180设定的趋近律增益Krch_ig’，通过下式(48)来计算趋近律输入Urch_ig’。

Urch_ig’(k)＝-Krch_ig’(k)·σpmi(k)                   ……(48)

另外，在自适应律输入计算部164中，使用切换函数σpmi和由协调增益调度器180设定的自适应律增益Kadp_ig’，通过下式(49)来计算自适应律输入Uadp_ig’。在该式(49)中，λ’为遗忘系数，设定为0＜λ’＜1范围内的值。使用该遗忘系数λ’的理由与在第一实施方式的自适应律输入Uadp_ig的计算中阐述的理由相同。

Uadp_ig’(k)＝λ’Uadp_ig’(k-1)-Kadp_ig’(k)·σpmi(k)……(49)

另外，在加法要素165中，使用如上计算的趋近律输入Urch_ig’和自适应律输入Uadp_ig’、在分割喷射控制器140中计算的补偿值Umusic_ig’、在映射值计算部190中计算的映射值Umap_ig’，通过下式(50)来计算点火操作量Uig’。

Uig’(k)＝Urch_ig’(k)+Uadp_ig’(k)+Umap_ig’(k)+Umusic_ig’(k)

                                                      ……(50)

如上所述，在点火正时控制器160中，通过采用了式(45)～(50)的目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，来计算点火操作量Uig’。另外，在本实施方式中，值(Urch_ig’+Uadp_ig’+Umap_ig’)相当于第一基本操作量。

下面对前述吸入空气量控制器170进行说明。该吸入空气量控制器170如下所述，通过采用了目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，来计算进气操作量Uar’(＝Liftin_cmd)，其由所述目标值滤波器161、所述切换函数计算部162、趋近律输入计算部173、自适应律输入计算部174和加法要素175构成。即，在该吸入空气量控制器170中，通过与点火正时控制器160共用目标值滤波器161和切换函数计算部162，从而共用目标压力滤波值Pmi_cmd_f和切换函数σpmi而计算进气操作量Uar’。

具体而言，首先在趋近律输入计算部173中，使用切换函数σpmi和由协调增益调度器180设定的趋近律增益Krch_ar’，通过下式(51)来计算趋近律输入Urch_ar’。

Urch_ar’(k)＝-Krch_ar’(k)·σpmi(k)                 ……(51)

另外，在自适应律输入计算部174中，使用切换函数σpmi和由协调增益调度器180设定的自适应律增益Kadp_ar’，通过下式(52)来计算自适应律输入Uadp_ar’。

Uadp_ar’(k)＝Uadp_ar’(k-1)-Kadp_ar’(k)·σpmi(k)   ……(52)

另外，在加法要素175中，使用如上计算的趋近律输入Urch_ar’和自适应律输入Uadp_ar’、由映射值计算部190计算的映射值Umap_ig’，通过下式(53)来计算进气操作量Uar’。

Uar’(k)＝Urch_ar’(k)+Uadp_ar’(k)+Umap_ar’(k)      ……(53)

如上所述，在吸入空气量控制器170中，通过采用了式(45)～(47)、(51)～(53)所示的目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，来计算进气操作量Uar’。

下面对前述协调增益调度器180进行说明。在该协调增益调度器180中，对应于切换函数σpmi的值，检索图34所示的趋近律增益计算用的映射图和图35所示的自适应律增益计算用的映射图，从而分别计算前述四个增益Krch_ig’、Krch_ar’、Kadp_ig’、Kadp_ar’。另外，图34、35中的σ3、σ4为σ3＜σ4的关系成立的切换函数σpmi的正的预定值。

首先，参照图34的趋近律增益计算用的映射图，在该映射图中，趋近律增益Krch_ig’对于正侧和负侧的值对称地设定，在值0附近-σ3＜σpmi＜σ3的范围中，设定为预定的最大值Krch_ig3，并且在σpmi＜-σ4，σ4＜σpmi的范围中，设定为预定的最小值Krch_ig4。另外，在-σ4≤σpmi≤-σ3，σ3≤σpmi≤σ4的范围中，σpmi的绝对值越小则设定为越大的值。并且，趋近律增益Krch_ar’也对于切换函数σpmi的正侧和负侧的值对称地设定，在值0附近-σ3＜σpmi＜σ3的范围中，设定为预定的最小值Krch_ar4，并且在σpmi＜-σ4，σ4＜σpmi的范围中，设定为预定的最大值Krch_ar3。另外，在-σ4≤σpmi≤-σ3，σ3≤σpmi≤σ4的范围中，σpmi的绝对值越小则设定为越小的值。

另一方面，参照图35的自适应律增益计算用的映射图，在该映射图中，自适应律增益Kadp_ig’对于切换函数σpmi的正侧和负侧的值对称地设定，在值0附近-σ3＜σpmi＜σ3的范围中，设定为预定的最大值Kadp_ig3，并且在σpmi＜-σ4，σ4＜σpmi的范围中，设定为预定的最小值Kadp_ig4。另外，在-σ4≤σpmi≤-σ3，σ3≤σpmi≤σ4的范围中，σpmi的绝对值越小则设定为越大的值。

另外，自适应律增益Kadp_ar’也对于切换函数σpmi的正侧和负侧的值对称地设定，在值0附近-σ3＜σne＜σ3的范围中，设定为预定的最小值Kadp_ar4，并且在σpmi＜-σ4，σ4＜σpmi的范围中，设定为预定的最大值Kadp_ar3。另外，在-σ4≤σpmi≤-σ3，σ3≤σpmi≤σ4的范围中，σpmi的绝对值越小则设定为越小的值。

四个增益Krch_ig’、Kadp_ig’、Krch_ar’、Kadp_ar’的值进行如上设定的理由与在第一实施方式的协调增益调度器80的说明中阐述的理由相同。

下面对前述的映射值计算部190进行说明。在该映射值计算部190中，如下所述计算两个映射值Umap_ig’Umap_ar’。这些映射值Umap_ig’、Umap_ar’都是用于将图示平均有效压力Pmi控制为目标压力滤波值Pmi_cmd_f(即用于将图示平均有效压力Pmi控制为目标压力Pmi_cmd)的相当于前馈项的值，因此如前所述在点火操作量Uig’和进气操作量Uar’的计算中用作加法项。

首先，对应于发动机转速NE和目标压力的滤波值Pmi_cmd_f检索图36所示的映射图，从而计算映射值Umap_ig’。该图中的NE4～6为NE4＜NE5＜NE6成立的发动机转速NE的预定值。

如该图36所示，在目标压力滤波值Pmi_cmd_f较大的区域中，目标压力滤波值Pmi_cmd_f越大则映射值Umap_ig’越被设定为滞后侧的值。这是为了抑制爆震的发生。另外，在发动机转速NE的低转速区(NE＝NE4)中，与其它转速区的值相比，映射值Umap_ig’被设定为最超前侧的值。这是由于在低转速区中与其它转速区相比爆震余量较大，从而可以将点火正时Ig_log设定为最超前侧的值。另外，映射值Umap_ig’在中转速区(NE＝NE5)中被设定为最滞后侧的值，而在高转速区(NE＝NE6)中被设定为与中转速区相比超前侧的值。这是由于在中转速区中，缸内流动较低而引起燃烧速度降低，从而使爆震余量最低。

另外，对应于发动机转速NE和目标压力滤波值Pmi_cmd_f检索图37所示的映射图来计算映射值Umap_ar’。该图中，发动机转速NE越高，或者目标压力滤波值Pmi_cmd_f越大，则映射值Umap_ig’被设定为越大的值。这是由于，发动机转速NE越高，或者目标压力滤波值Pmi_cmd_f越大，则越需要增大发动机扭矩TRQ，从而将进气操作量Uar’控制为更大的值，增加吸入空气量Gcyl。

如上所述，根据第二实施方式的控制装置1A，能够与前述第一实施方式的控制装置1的怠速转速控制方法同样地控制图示平均有效压力Pmi。即，在由于发动机转速NE的变化等，使燃烧模式从均匀燃烧模式向成层燃烧模式切换的情况下，与该切换定时同步地，利用补偿值Umusic_ig’迅速地把点火操作量Uig’即点火正时Ig_log校正到滞后侧，从而能够抵消与成层燃烧模式切换相伴随的发动机扭矩TRQ的增大，即图示平均有效压力Pmi的不必要的上升。

另外，在向成层燃烧模式的切换以后，通过利用了式(33)所示遗忘系数λp’的遗忘运算处理，来计算补偿目标值的增大侧用值Pmi_mod_p，因此随着运算处理的进行，补偿值Umusic_ig’向值0变化，点火操作量Uig’即点火正时Ig_log平缓变化到超前侧。从而能够避免长时间地保持点火正时Ig_log被补偿值Umusic_ig’校正到滞后侧的状态，提高燃料效率。

另外，在由于点火正时Ig_log平缓地变化到超前侧而使图示平均有效压力Pmi上升时，如前所述，利用协调反馈控制器150的式(53)来计算进气操作量Uar’、即目标进气开角Liftiin_cmd而使其平缓减小，从而能够平缓地将吸入空气量Gcyl控制到减小侧。其结果，能够抑制在向成层燃烧模式切换以后，与点火正时Ig_log向超前侧的变化相伴随的图示平均有效压力Pmi的上升。即，能够按照由进气操作量Uar’抵消补偿值Umusic_ig’的影响的方式，对吸入空气量Gcyl进行控制。

另一方面，在由于发动机转速NE的变化等原因，使燃烧模式从成层燃烧模式向均匀燃烧模式切换的情况下，在发生减小要求的定时，不进行向均匀燃烧模式的切换，此后，在补偿值Umusic_ig’的绝对值向滞后侧变化到能够补偿扭矩降低的值的定时，执行向均匀燃烧模式的切换，并且补偿值Umusic_ig’也迅速向超前侧变为0。从而能够利用补偿值Umusic_ig’抵消与均匀燃烧模式切换相伴随的发动机扭矩TRQ的减小，即图示平均有效压力Pmi的不必要的降低。

另外，在燃烧模式的切换等待中，在由于补偿值Umusic_ig’向滞后侧变化而使图示平均有效压力Pmi降低时，如前所述，利用协调反馈控制器150的式(53)来计算进气操作量Uar’、即目标进气开角Liftin_cmd而使其平缓增大，将吸入空气量Gcyl平缓地控制到增大侧，从而抵消图示平均有效压力Pmi的降低。

另外，分别通过利用了目标值滤波型2自由度滑模控制算法的控制算法，共用切换函数σpmi和目标压力滤波值Pmi_cmd_f来计算点火操作量Uig’和进气操作量Uar’，从而能够避免这些操作量Uig’、Uar’彼此干涉，而使图示平均有效压力Pmi适当地收敛于目标压力Pmi_cmd。

另外，根据第一和第二实施方式，作为表示内燃机的发生扭矩的控制量，分别使用怠速运转中的发动机转速NE和图示平均有效压力Pmi，但是本发明的控制量不限于此，只要是表示内燃机的发生扭矩的控制量即可。例如可以代替第二实施方式的图示平均有效压力Pmi而使用净平均有效压力Pme。

另外，第一实施方式和第二实施方式为将本发明的控制装置应用于车辆用内燃机的例子，但是本发明的控制装置不限于此，也可以应用于船舶用或者发电用的内燃机等的各种内燃机。