从日本特许公报No.2,526,640和日本公开特许公报No.7-19033等 已知的有确定安置在内燃机排气通道中的用于净化排气的催化转换器状态 变坏的常规方法。
所公开的技术的基础是根据这样的事实即：当内燃机中将被燃烧的空 气燃料混合物的空气燃料比由贫值转变成富值或由富值转变为贫值时，分 别放在内燃机中的催化转换器上游和下游的氧浓度传感器的输出就要反 向。尤其是在内燃机的某种运行条件下，即当内燃机的输出功率增加或供 给内燃机的燃料切断时，如日本专利特许公开No.2,526,640中所披露的 那样，或者当某种条件得到满足时，例如内燃机的负载转速是在预定的范 围之内时，如日本公开特许公报No.7-19033那样，则空气燃料比必然 要从贫值变为富值或由富值变为贫值。此时，就可以测出上游氧浓度传感 器输出反向之后到下游氧浓度传感器输出反向之间所耗的时间，和测出上 游氧浓度传感器输出反向的周期，从而在此测量值的基础上可以评估催化 转换器状态变坏的情况。
根据这种技术，当内燃机工作在正常条件时，即不对催化转换器状态 恶化作评估的条件下，空气燃料比是根据氧浓度传感器输出反向来作反馈 控制的，以便保持内燃机空气燃料比处在化学理想配比的空气燃料比值邻 近区域内，从而使催化转变器保持适当的净化能力。
然而，按照上述对催化转化器状态变坏的评价方法，为了评估催化器 状态变坏就必需使空燃比由贫值向富值改变或由富值向贫值的变化值。由 于内燃机的空燃比是由反馈控制来保持催化转换器良好的净化能力的，所 以，以此来评价催化转换器变坏的状态就不可能了。所以在评价催化转化 器状态变坏时，就很难保持催化转化器良好的净化能力。
为了使催化转换气达到一种良好的净化能力，本申请的申请人提出了 另外一种技术。(例如见日本特许公报No.9-324681，日本特许公报No. 11-153051，美国专利No.5,852,930以及美国专利No.09/153300)。按 照这些建议，用于检测排气中某些组分如氧气的浓度的排气传感器设置在 催化转换器的下游并对内燃机中燃烧的空气—燃料混合物的空燃比进行操 控，以将排气传感器的输出值收敛到预测的目标值上。
尤其是为了将排气传感器的输出(氧浓度的输出值)收敛至预定的目 标值(常数)上，一个进入催化转换器的排气空燃比的目标值(目标空— 燃比)，或者是由排气中的氧浓度中得到的空燃比，可以按照可调整模式 的控制方法顺次进行计算。被内燃机燃烧后的空气—燃料混合物的空—燃 比依据目标空—燃比来操控，以达到催化转化器的净化能力。
因为按照上面所建议的技术，用上面控制空—燃比的方法，催化转换 器的净化能力能得以保持。因为就希望在完成上述空燃比控制过程时能对 催化转换器变坏的状态作用评价。

因而，本发明的目的就是提供一种用于控制内燃机空燃比的装置，该 装置能够评价偶像化转换器变坏的状态，而且同时又能保持设置在内燃机 排气通道中的催化转换器处在预期的净化能力上。
为了达到上述目的，根据本发明提出一种用于控制内燃机空气燃料比 (空燃比)的装置，包括一个放在内燃机排气通道中的催化剂转换器下游 处的排气传感器，用于检测内燃机放出已经通过催化剂转换器的排气中特 定组份的浓度，空燃比被控变量发生装置用于顺次发生一被控变量以决定 进入催化剂转换器的排气的空燃比使得排气传感器的输出收敛到预定的目 标值上，空燃比操控装置用于根据被控变量操控内燃机中将要燃烧的空气 燃料混合物的空燃比，和变坏状态评估装置用于根据排气传感器输出的时 序数据顺次决定变坏评估线性函数的值，该变坏评估线性函数中的变量组 成是由排气传感器的输出的序数据来表示的，和当空气燃料混合物的空燃 比由空燃比操控装置操控期间，催化转换器变坏的状态的评估是依变坏评 估线性函数的确定值为基础的。
本发明的发明人发现，进入催化转换器的排气的空燃比的被控变量(例 如，就是空燃比的目标值)是用以将催化转换器下游的排气传感器的输出 收敛到给定目标值，当该被控变量顺次发生时，并且空气燃料混合物的空 燃比是根据被控变量而正在被操控的过程中时，当一个适当的线性函数中 它的变量组成是由排气传感器输出的时序数据来表示，亦即，由排气传感 器输出的时序数据的线性耦合来表示该线性函数时，该线性函数就由排气 传感器输出的时序数据来确定，于是线性函数的值就具有一种呈现它本身 之间特征关联的趋向和呈现催化转换器逐渐变坏的程度的趋向。
例如，当催化转换器是一个新品时，线性函数的值往往会累积在某数 值的附近，随着催化转换器性能逐渐变坏，线性函数的值就会逐渐从该数 值处分散。亦即，随着催化转换器性能变坏，线性函数的值的变化程度就 要增大。
变坏状态评估装置就采用上述线性函数作为变坏评估线性函数，并从 排气传感器输出的时序数据中确定变坏评估线性函数的值。该变坏状态评 估装置就根据变坏评估线性函数的值来确定催化传感器的性能变坏的状 态。
变坏评估线性函数的值作为评估催化转换器状态变坏的基础是由排气 传感器输出的时间序列(时序)数据中确定的，而与此同时，空燃比操控 装置正根据由空燃比被控变量发生装置为了将排气传感器的输出收敛到目 标值而发生的被控变量对空气燃料混合物进行操控。因此，在取得变坏评 估线性函数值的同时，空燃比被操控而使催化转换器维持所要求的净化能 力。
这样，当维持催化转换器为所要求的净化能力的时候，催化转换器的 变坏状态就可以评估出来，那是根据变坏评估线性函数值而对催化转换器 的变坏状态进行评估的。
在本发明中，变坏评估线性函数值按照催化转换器逐步变坏的程度而 呈现的趋向将因空燃比被控变量发生装置根据可调整模式的可以反馈的控 制方法而产生出的被控变量而变得十分清楚了。因此，根据开关函数所决 定的线性函数是优选适用于变坏评估线性函数的。
尤其是，被空燃比被控变量发生装置采用的可调整模式控制方法是使 用一个例如像开关函数那样的线性函数，它的变量组成是由排气传感器的 输出和目标值之间的差的时序数据来表示的。如果这种开关函数用于可调 整模式控制方法中，则变坏评估线性函数最好包括一个线性函数，其中的 变量组成的系数是和开关函数中的变量组成的系数相同的。线性函数就可 以是用于可调整模式控制方法中的开关函数本身。
当采用根据可调整模式控制方法中的开关函数而确定的线性函数作为 变坏评估线性函数时变坏评估线性函数值和催化转换器状态变坏之间的关 系就可以允许适当地将催化转换器的状态变坏根据变坏评估线性函数的值 来评估和表达。
即使是被控变量是由包括一个PID控制方法(比例加积加-proportion al plug intergral plus derivative控制方法)的任何各种其他反馈控制方法所产 生，当线性函数类似于可调整模式控制方法的开关函数是用作变坏评估线 性函数时，即可提供出变坏评估线性函数值与催化转换器变坏状态之间上 述趋向的相互关系。
根据本发明，变坏状态评估装置最好包括用于确定代表其变坏程度的 数据的装置，而变坏评估线性函数值的时序数据即随其程度而变化，而且 是根据被确定的变坏评估参数值来评估催化转换器的变坏状态的。
尤其是因为催化转换器是逐渐变坏的，评估线性函数值应该离开某一 数值而作变化，从而使变坏评估线性函数值有很大变动。根据本发明，代 表变坏程度的数据，变坏评估线性函数值的时序数据即依此而变化，就用 作变坏评估参数，和变坏评估参数就由变坏评估线性函数值的时序数据中 确定。当变坏评估参数就此确定时，它的数值和催化转换器变坏状态之间 的关系就清楚了，从而就可以很好地根据变坏评估参数来评价催化转换器 的状态的变坏情况。
变坏评估参数可以包括变坏评估线性函数值和某一预定值之间的差的 绝对值或平方值。当然最好是变坏评估参数是让变坏评估线性函数值的每 个时序数据和某一预定值之间的差的绝对值或平方值再经过一个低通滤波 使之成为变坏评估线性函数值的一个中心值来确定下来。
当变坏评估参数是由差值的绝对值或平方值再进行低通滤波处理之后 确定时，变坏评估参数的值就足以成为一个代表变坏程度的数值，而变坏 评估线性函数值即随之而改变。当催化转换器逐步增加其变坏程度时，则 变坏评估参数的值就单调上升，明确指示出它的催化转换器变坏状态之间 的关系。因此以变坏评估参数的值为基础来评价催化转换器的变坏状态就 有很高的可靠性。
低通滤波方法包括一种根据顺序统计算法的滤波方法。
在用顺序统计算法来确定变坏评估参数的过程中变坏评估参数可以不 必要用存储很多差值数据或其平方或绝对值数据的存储器，而可以存储在 较少存储容量的存储器中。
顺序统计算法可以包括二乘法，加权的最小二乘法，递减增益法，固 定增益法等方法。
当催化转换器的状态逐步变坏时，变坏评估参数呈单调上升，因此变 坏状态评估装置可以包括一种将变坏评估参数和一预定阈值进行比较的装 置以便确定催化转换器是否已经变坏到如阈值的程度。
由于排气进入催化转换器的流率是变化的，这就有可能得不到适于评 估催化转换器状态坏的变坏评估线性函数值或变坏评估参数，因此，变坏 状态评估装置可以包括一个用于确定催化转换器的变坏状态是否根据进入 催化转换器的排气的流率的变化来评估的装置。
尤其是当排气的流率是稳定地维持在一个常量上时，因为干扰很小， 排气传感器的输出可以根据反馈控制过程，如可调整模式控制过程而稳定 地保持在目标值上。在这种情况下，即使当催化转换器已经逐渐变坏了， 变坏评估线性函数的值往往还会积聚在某一数值的附近，使得难于分辨催 化转换器是否是一个新品的催化转换器。
为了减轻这种缺陷，变坏状态评估装置可以包括一个一旦进入催化转 换器的排气流率维持在常量时或一旦进入催化转换器的排气流率并不维持 在常量时，不对催化转换器的状态变坏进行评估的装置。
因为催化转换器状态变坏只有当排气流率的变化是适当时，即当排气 流率处在某一变化状态时，对催化转换器的变坏状态的评估才是十分可靠 的。
变坏状态评估装置可以包括一个一旦进入催化转换器的排气流率维持 在一常量时就不确定变坏评估参数，和一旦进入催化转换器的排气流率不 维持在某一常量时就确定变坏评估参数的装置。这种方案中，催化转换器 的变坏状态只能采用排气流率适当时计算出来的变坏评估参数来评估，所 以催化转换器的变坏状态的评估就非常可靠了。    
空燃比被控变量发生装置包括一个预测装置用于在离开排气传感器之 前的催化转换器上游位置中系统空载时间之后，顺次确定代表排气传感器 输出预测值的数据，以及一个利用被预测装置确定了的数据来产生被控变 量的装置。
另外，空燃比被控变量发生装置可以包括一个预测装置用于在总的空 载时间之后，即在离开排气传感器之前的催化转换器上游位置中的系统空 载时间和包括空燃比被控系统和内燃机的系统空载时间之和的总的数据时 间(总的空载时间)之后，顺次确定代表排气传感器输出预测值的数据， 和一个利用被该预测装置确定了的数据来产生被控变量的装置。
离开排气传感器之前的催化转换器上游位置中的系统，也就是，从由 被控变量所确定的排气空燃比中用于产生排气传感器输出的系统(此后即 被称之为“客体排气系统”)通常因为催化转换器就包含在客体排气系统 中而具有较长的空载时间，当内燃机的转速较低时，包括空燃比操控系统 和内燃机的系统，即用于从被控变量中产生出进入催化转换器的排气的空 燃比的系统(此后即被称之为“空燃比操控系统”)也具有较长的空载时 间。因为较长的空载时间有可能会对排气传感器输出转换成目标值的过程 作出反向的影响，所以空载时间最好要得到补偿。
预测装置确定了客体排气系统的空载时间之后的代表排气传感器输出 预测值的数据，或者是确定了总的空载时间，即上述空载时间和空燃比操 控系统的空载时间之和的总的空载时间之后的代表排气传感器输出预测值 的数据，而被控变量就是利用预测装置所确定的数据而产生的。
因为空载时间效应可以进行补偿，所以排气传感器的输出转换成目标 值的过程就能够很好地完成，其结果是，催化变换器的变坏状态就可在很 好地维持其所要净化能力或良好性能的同时来进行评估。
当采用预测装置时，空燃比被控变量发生装置包括一种装置用于根据 可调整模式控制方法产生被控变量以便将由预测装置确定数据来代表的排 气传感器输出预测值收敛到目标值上。这样由排气传感器的输出转换到目 标值的过程就可以十分稳定地得以完成，因此就可以稳定地维持催化转换 器所需的净化能力。
代表排气传感器输出预测值的数据可以利用排气传感器的输出和以前 由空燃比被控变量发生装置产生的被控变量或者根据被控变量而检测出催 化转换器上游的排气的空燃比来产生。
可调整模式控制方法包括一种适当的可调整模式控制方法。
这种适当的可调整模式控制方法是常规的可调整模式控制方法和一种 被称为适配定律(适配算法)的组合。当被控变量是根据适配的可调模式 控制方法产生时，被控变量的可靠性就增加，就使排气传感器的输出快速 响应地收敛到目标值上。不同于催化转换器状态变坏的简单干扰效应就可 因此被抑制而不致于作用到根据可调模式控制过程中开关函数所确定的变 坏评估线性函数值上。因此，以变坏评估参数为基础的对催化转换器状态 变坏作评估的可靠性就提高了，而这种变坏评估参数就代表了变坏的程度 即变坏评估线性函数的值随之变化的变坏程度。    
由空燃比被控变量发生装置产生的被控变量包括一个进入催化转换器 的排气的目标空燃比，而且设备中还包括一个放在催化转换器上游用于检 测进入催化转换器的排气的空燃比传感器，空燃比操控装置包括一个根据 反馈控制方法控制空气燃料混合物的空燃比将空燃比传感器的输出收敛到 目标空燃比上。
当被控变量包含有进入催化转换器的排气的目标空燃比时，检测进入 催化转换器的排气的空燃比的空燃比传感器的输出，亦即，空燃比检出值， 是被反馈控制到目标空燃比上，因此排气传感器的输出就能很好地收敛到 目标值上，于是所需的催化转换器的净化能力就能很好地维持住。
除了目标空燃比之外被控变量中还可包括一个燃料的正确数量用以供 给内燃机。空气燃料混合物的空燃比可以控被控变量为基础的前馈控制 (feed-forward control)方法根据被控变量而进行操控。为了维持催化转 换器的最佳净化能力，而评估催化器的变坏状态，排气传感器最好应是一 个氧气浓度传感器，亦即，一个O2传感器，而目标值最好应是一个常数。
附图说明
图1是根据本发明的第一实施例的用于控制内燃机空燃比设备的全系 统方案的框图；
图2是用于图1所示设备中的氧传感器和空燃比传感器的输出特性 图；
图3是图1中所示设备的排气侧主处理器的基本方案的框图；
图4是由图1所示设备所采用的可调整模式控制方法的示意图；
图5是图1设备中的催化转换器状态变坏的评估方法示意图；
图6是图1设备中的催化转换器状态变坏的评估方法示意图；
图7是图1设备中的催化转换器状态变坏的评估方法示意图；
图8是图1设备中催化转换器状态变坏的评估方法示意图；
图9是图1设备中所用的适配控制器的框图；
图10是图1设备中发动机侧单元的处理顺序流程图；
图11是图10所示处理顺序中的子例程的流程图；
图12是图1设备中排气侧控制单元的处理顺序的流程图；
图13是图12所示处理顺序中的子例程的流程图；
图14是图12所示处理顺序中的子例程的流程图；
图15是图12所示处理顺序中的子例程的流程图；
图16是图12所示处理顺序中的子例程的流程图；
图17是图16所示处理顺序中的子例程的流程图；
图18是图16所示处理顺序中的子例程的流程图；
图19是图16所示处理顺序中的子例程的流程图；
图20是根据本发明的第二实施例的用于控制内燃机空燃比设备的内 燃机侧控制单元的框图；
图21是图20设备中排气侧控制单元的处理顺序的流程图；和
图22是图21所示处理顺序中所采用的数据表图。

从图1到图19就详细描述了本发明的第一实施例。
如图1所示，有一个内燃机1，比如一个四缸内燃机安装在汽车或者 运输车中作用动力，当内燃机1中的各个汽缸中有空气和燃料的混合物燃 烧时，就从汽缸中排出废气通向位于内燃机附近的公共放气管2，使排气 由此而排入大气中。有两个三路催化转换器3，4就顺次安装在公共排气 管2的下游位置。
上游催化转换器3是根据本发明被用来评估其变坏状态的，而下游的 催化转换器4则是可以省略的。
本设备就是用来控制进入催化转换器3的排气的空燃比，或者说就是 进入催化转换器3的排气中由氧气浓度识别出的空燃比(此后即被称之为 “内燃机的空燃比”)以便达到催化转换器3的最佳净化能力，注在控制 空燃比的同时，设备也对催化转换器3的变坏状态进行评估。
为了实现上述处理过程，本设备在催化转换器3上游的排气管2上装 有一个空燃比传感器5，而且还在内燃机气缸排出的气体中处在催化转换 器3下游和催化转换器4的上游的排气管道2上再装一个氧传感器6(氧 浓度传感器)作为排气传感器，还有一个控制单元7用来实现控制过程(下 面将详细叙述)和根据传感器5，6检测出的输出评估催化转换器3的变 坏状态。
控制单元7的信号来源于传感器5，6的检测输出的值，和检测内燃 机1的运行条件的各种传感器，包括发动机速度传感器，吸气压力传感器， 冷却温度传感器等的检测输出值。
O2传感器6包括后个常规O2传感器用于产生一个根据通过催化转换 器3的排气中氧浓度而具有某一电平的输出VO2/OUT，亦即，一个代 表了排气中氧浓度检出值的输出VO2/OUT。排气中的氧浓度是和空气 燃料混合物燃烧后所生成排气中的空燃比相当的。O2传感器6的输出VO2 /OUT以很高的灵敏度随着排气中的氧浓度而正比变化，只要如图2中 的曲线所表示的那样：空燃比相应的排气中的氧气浓度就处在理想化学配 比的空燃比范围Δ之内时。而当相应于空燃比的氧气浓度处在范围Δ之外 时，O2传感器的输出VO2/OUT就饱和了，而实际上几乎是一不变的电 平。
空燃比传感器5产生出一个输出KACT代表了内燃机1的空燃比检 出值，并可由进入催化转换器3的排气中的氧浓度识别出来。空燃比传感 器5包括了一个宽量程的空燃比传感器，已经由日本公开特许公报No.4 -369471，等同于美国专利No.5,391,282中详细披露。正如图2中曲线b 所表示的那样，空燃比传感器5所产生的输出其电平是正比于排气中的氧 浓度，且其量程要比O2传感器6更宽。换言之，空燃比传感器5(此后被 称之为“LAF传感器5”)产生一个其电平相应于排气中氧浓度的具有宽 空燃比量程的输出。
控制单元7包括一个控制单元7a(此后被称之为“排气侧控制单元 7a”)用于完成计算目标空燃比KCMD作为被控变量以确定内燃机1空燃 比的过程，和实现评估内燃机1空燃比的过程，和一个控制单元7b(此 后被称之为“发动机侧控制单元7b”)用于根据目标空燃比KCMD对内 燃机1的燃料喷入量(供燃量)进行调整的情况下实现对内燃机1中燃烧 的空燃比按目标空燃比KCMD值进行过程控制。
控制单元7a，7b包括一微机和分别实现其对上述两个控制循环中的 控制过程。在本实施例中，每一个排气测控制单元7a完成其产生目标空 燃比KCMD和评估内燃机1空燃比的控制循环过程，在考虑了催化转换 器3中的空载时间(此后将叙述)和计算负荷等之后，有一个预定的周期 (例如，30毫秒到100毫秒的范围)。
由发动机侧控制单元7b完成的调整燃料喷入量的过程应该和内燃机 1的旋转速度同步，尤其是应和内燃机1的燃烧循环同步，因此，每一个 发动机控制单元7b完成其的控制循环过程的周期是和内燃机1的曲轴角 周期(所谓TDC)同步的。
排气侧控制单元7a的控制循环周期要比内燃机的曲轴角周期长一 些。
发动机侧控制单元7b将参照图1在此进一步加以描述。发动机侧控 制单元7b，按其主要功能，具有一基本燃料喷入量计算器8用于确定进 入内燃机1中的基本燃料喷入量Tim，一个第一校正系数计算器9用以确 定校正基本燃料喷入量Tim的第一校正系数KTOTAL，和一个第二校正 系数计算器10用以确定校正基本燃料喷入量Tim的第二校正系数 KCMDM。
基本燃料喷入量计算器8根据内燃机1的转速NE和吸气压PB采用 预定图来确定一个基准的燃料喷入量(燃料供应量)，并且根据内燃机1 的节流阀(未画出)的有效开启面积来校正所确定的基本燃料喷入量，从 而计算出基本燃料喷入量Tim。
由第一校正系数计算器9确定了的第一校正系数KTOTAL用来在考 虑了内燃机1中排气的回路循环率，亦即，进入内燃机1中空气燃料混合 物中所含的排气的比率，油箱(未画出)情况时进入内燃机1的清洗出的 燃料量，冷却剂的温度，吸气的温度等之后校正基本燃料喷入量。
由第二校正系数计算器10确定了的第二校正系数KCMDM用来在考 虑了流入内燃机1的燃料的冷却效果所引起的空气燃料混合物的负荷效率 (charging efficiency)之后再依据排气侧控制单元7b所确定的目标空燃 比KCMD校正基本燃料喷入量Tim，如下所述。
发动机侧控制单元7b用第一校正系数KTOTAL和第二校正系数 KCMDM来操控基本燃料喷入量Tim，并依此校正基本燃料喷入量Tim。 从而产生内燃机1所要求的燃料喷入量Tcyl。
计算基本燃料喷入量Tim，第一校正系数KTOTAL，和第二校正系数 KCMDM的过程的细节已经详细披露在日本公开特许公报N 5-79374美 国专利No.5,253,630中，不再赘述。
发动机侧控制单元7b，除上述功能之外，还有一个反馈控制器14用 于在调整内燃机1中燃料喷入量时反馈控制内燃机1中燃烧的空气燃料混 合物的空燃比，从而将LAF传感器5的输出KACT(内燃机1的空燃比 检出值)收敛到排气侧控制器7a计算出的目标空燃比KCMD上。
反馈控制器14包括一个通用反馈控制器15用于反馈控制内燃机1中 各个汽缸的总的燃料喷入量和一个局部反馈控制器16用于反馈控制内燃 机1中每一汽缸的燃料喷入量。
通用反馈控制器15顺次地确定反馈校正系数KFB的校正要求的燃料 喷入量Tcyl(用该系数乘以要求的燃料喷入量Tcyl的方法)从而将LAF 传感器5的输出KACT收敛到目标空燃比KCMD上。
通用反馈控制器15包括一PID控制器17用以根据LAF传感器5的 输出KACT和目标空燃比KCMD之间的差值并按已知的PID控制方法产 生出一个反馈被控变量KLAF作为反馈校正系数KFB，和一个适配控制 器18(图1中表示为“STR”)用于适当地在考虑了内燃机1的运行条件 的变化或因此而有的LAF传感器5输出KACT和目标空燃比KCMD的 特性变化的情况下确定一反馈被控变量KSTR用于确定反馈校正系数 KFB。    
本实施例中，由PID控制器17产生的反馈被控变量KLAF可以当LAF 传感器5的输出KACT(所检出的空燃比)等于目标空燃比KCMD时直 接作为反馈校正系数KFB，由适配控制器18产生的反馈被控变量KSTR 在LAF传感器5的输出KACT等于目标空燃比KCMD时就变成目标空 燃比KCMD。反馈被控变量ksfr(＝KSTR/KCMD)是由反馈被控变量 KSTR用除法器19除以目标空燃比KCMD之后所得出的，它可以用作反 馈校正系数KFB。
由PID控制器17产生的反馈变量KLAF和由除法器目标空燃比 KCMD除以适配控制器18中的反馈被控变量KSTR产生的反馈被控变量 kstr再在某一个时间上由开关器20从中选出一个。由反馈被控变量KLAF 和反馈被控变量kstr中的被选出的一个则用于反馈系数KFB。所要求的燃 料喷入量Tcyl即被乘以反馈校正系数KFB来加以校正，通用反馈控制器 15(尤其是适配控制器18)的细节将在后面叙述。
局部反馈控制器16包括一个观察器21用于按LAF传感器5的输出 KACT预测各个汽缸的实际空燃比#nA/F(n＝1，2，3，4)，和多个PID 控制器22(其数量和汽缸数相一致)用于根据观察器21依PID控制方法 预测出的各个实际空燃比#nA/F来确定各个燃料喷入量的反馈校正系 数，从而消除各汽缸的空燃比的变化。
概括地说，观察器21预测各个汽缸的实际空燃比＃nA/F的依据是由 内燃机1到LAF传感器5(其中包括了汽缸出来的排气)的系统被认为是 一个产生由LAF传感器5从各汽缸的实际空燃比#nA/F中检测出的空燃 比的系统，和鉴于LAF传感器5有一检测响应延迟时间，(例如，是一阶 时滞)和从各个汽缸的空燃比到由LAF传感器5检测出空燃比之间有一 个时序递送时间，从而建立模型的。在这个模型系统的基础上，每个汽缸 的实际空燃比#nA/F就由LAF传感器5的输出KCAT预测出来。
观察器21的详细情况已经披露在日本公开特许公报N 7-83094和美 国专利No.5,531,208中，在此不再赘述。
每个局部反馈控制器16的PID控制器22将LAF传感器5输出的输 出信号KCAT除以由选前控制循环中由各个PID控制器22所确定的反馈 校正系数#nKLAF的平均值，并将其商值用作相应汽缸的目标空燃比值。
然后各个PID控制器22确定本控制循环中的反馈校正系数#nKLAF， 以消除目标空燃比和由观察器21确定的相应实际空燃比#nA/F之间的差 值。
局部反馈控制器16用各个汽缸的反馈控制系数#nKLAF乘以一个由 通用反馈控制器15所产生而又经过选择了的反馈校正系数KFB和所要求 的燃料喷入量Tcyl的相乘所得的值，从而产生并确定了各个汽缸的燃料 喷入量的输出#nTour(n＝1，2，3，4)。
因此而确定的各个汽缸的燃料喷入量输出#nTout再由发动机侧控制单 元7b中的燃料累积校正器23加以校正，以校正内燃机1进气管壁上积累 的燃料油滴。校正后的燃料喷入量输出#nTout送入内燃机1的各个燃料喷 射器(未画出)中，再将燃料按校正后的燃料喷入量输出#nTout喷入各个 汽缸之中。
由于在进气管壁上积累燃料油滴而校正燃料喷入量的输出的详细内容 已披露在日本公开特许公报N 8-21273和美国专利No.5,568,799中，此 处不再赘述。
图1中所示的传感器输出选择器24是用于从LAF传感器5中选择输 出KACT，使其适合于依内燃机1的运行条件来预测各个汽缸的实际空燃 比#nA/F。传感器输出选择器24的详细情况已披露在日本公开特许No.7 -259588和美国专利No.5,540,209中，在此不再赘述。
排气侧控制单元7a具有一个减法器11用于确定LAF传感器5输出 KACT和预定基准值FLAF/BASE之间的差值Kact(＝KACT-GLAF/ BASE)和一个减法器12用于确定O2传感器6输出VO2/OUT和目标值 VO2/TARGET之间的差值VO2(＝VO2/OUT-VO2/TARGET)。
催化转换器3在不考虑其状态变坏的情况下可以在内燃机1的空燃比 促使O2传感器6的输出VO2/OUT设定到某一常量VO2/TARGET的 时候达到最佳净化能力(见图2)。因此在本实施例中，该常量VO2/ TARGET就是O2传感器6输出VO2/OUT的目标值VO2/TARGET。 其LAF传感器5输出KACT的基准值FLAF/BASE就设定到一个“化 学理想配比的空燃比”上。
由减法器11，12分别确定的差值Kact，VO2就分别是LAF传感器5 的差分输出Kact和O2传感器6的差分输出VO2。
排气侧控制器7a还具有一个排气侧主处理器13，LAF传感器5的差 分输出数据Kact和O2传感器6的差分输出数据VO2就被送入其中。
如图3所示，从其功能来说，排气侧主处理器13包括一个目标空燃 比计算装置13a，它作为一个空燃比被控变量确定装置而用于依微分输出 Kaet，VO2顺次地确定内燃机1的目标空燃比KCMD，和包括一个基于 O2传感器6的差分输出VO2的评价催化转换顺的变坏状态的变坏评价装 置13b。
目标空燃比计算装置13a用于控制客体排气系统(即图1中的E)， 即包括沿排气管线的LAF传感器5到O2传感器6范围中的催化转化器。 目标空燃比计算装置13a顺次地确定内燃机1的目标空燃比KCMD，从 而将O2传感器6的输出VO2/out收敛至目标值VO2/TARGET。其过 程是按照可调整模式控制方法或尤其是一个适配的可调整模式控制方法得 到的，并考虑到在受控制的客体排气系统E中的空载时间和在内燃机1和 发动机侧控制单元7b中的空载时间，和客体排出体系E的性能变化。
催化转换器变坏状态评价装置13b是用于按变坏评价线性函数值来评 估催化转换器3的变坏状态的。如后面所述，它是由O2传感器6的差分 输出VO2的时序数据来确定的，而且根据催化转换器3的变坏状态控制 连结到空燃比控制装置上的变坏指示器29的运行。变坏指示器29可以包 括一个灯、一个蜂呜器或一个用于显示特性的显示单元、一个图像等，用 于指示催化转换器3的变坏状态。
目标空燃比计算装置13a和变坏状态评价装置13b将在下面作进一步 描述。
根据本实施例，为了实现空燃比计算装置13a的计算过程，客体排气 系统E就作为一个用于从LAF传感器5的输出KACT(内燃机1空燃比 的输出值)中再通过空载时间元件和延时响应元件而产生O2传感器6的 VO2/OUT输出(即已经通过催化转换器3的排气中氧浓度的检测值) 的系统，而且该系统的性能就是一个按离散时间系统建立的模型。
另外，包括的内燃机1和发动机侧控制单元7b的本系统被作为用于 从目标空燃比KCMD中通过一个空载时间元件产生LAF传感器5输出 KACT的系统(此后被称之为“空燃比操控系统”)。而该系统的性能就是 一个按离散时间系统建立的模型。
当模型中客体排气系统E的性能可表示为一个离散时间系统时，此模 型(此后被称之为“排气系统模型”)可按下面的方程(1)表示，其中用 LAF传感器5的差分输出Kact(＝KACT-FLAF/BASE)和O2传感器 6的差分输出VO2(＝VO2/OUT-VO2/TARGET)代替传感器5的输 出KACT和O2传感器6的输出VO2/OUT。
VO2(k+1)＝a1·VO2(k)+a2·VO2(k-1)+b1·kact(k-d1)       (1)
根据方程(1)，客体排气系统E是作为通过空载时间元件响应延时元 件，从LAF传感器5中产生差分输出Kact和从O2传感器6中产生差分 输出VO2的一个系统，而且用离散时间系统的模型表达出客体排出系统 E的性能。(尤其是用一个具有把差分输出Kact中具有空载时间作为排气 系统输入的自回归模型)。
在方程(1)中，“k”表示排气侧控制单元7a中离散一时间控制循环 的序数。“d1”是客体排出系统E的空载时间，用控制循环数来表示(该 空载时间就是由LAF传感器5在每一个时间点上检测出空燃比并反映在 O2传感器6的输出VO2/OUT上所需的空载时间)。一般来说，客体排 气系统E的空载时间等于3-10控制循环时间(d1＝3-10)，如果排气侧 控制单元7a的周期范围为30至100ms(在本实施例中为一常数)。在本 实施例中，这个等于或比客体排气系统E的实际空载时间稍长的空载时 间，是一个预置的恒定值(例如d1＝7)，此恒定值用于作为在客体排气 系统E的离散系统模式中的空载时间，可通过方程(1)表示。
方程式(1)右侧的第一和第二项是与客体排气系统E的响应延时元 件相一致的。第一项是一个级自回归项，第二项是一个二级自回归项。在 第一和第二项中，“a1”、“a2”分别代表一级自回归项和二级自回归项的 增益系数，换言之，这些增益系数a1，a2与作为控制系统E输出的O2传 感器的差分输出VO2有关。
方程(1)右侧第三项代表了作为客体排气系统E输入的LAF传感器 5的差分输出Kact，其中包括客体排出系统E的空载时间d1。在第三项 中，“b1”表示一个与客体排气系统E，也就是LAF传感器5的差分输出 Kact相关的增益系数。这些增益系数“a1”，“a2”，“b1”是限定排出系统 模型性能的参数，而且顺次地由后面描述的鉴别器进行认定。
此后被称之为“空燃比操控系统模型”的空燃比操控系统离散时间系 统模型包括内燃机1和发动机侧控制单元7b，其模型可用方程(2)来表 达，其中用从LAF传感器5的差分输出Kact代替LAF传感器5的输出 KACT，(Kact＝KACT-FLAF/BASE)，和用在目标空燃比KCMD和参 考值FLAF/BASE之间的差分值kcmd＝(KCMD-FLAF/BASE，其 相应于LAF传感器5的差分输出Kact的目标值，而且将被称之为“目标 差分空燃比kcmd”)来代替目标空燃比KCMD。方程(2)为：
kact(k)＝kcmd(k-d2)                (2)
方程(2)将从一个通过空载时间元件的目标差分空燃比kcmd中产 生从LAF传感器5中得到的差分输出kact的空燃比的操控系统作为一个 离散时间系统的模型来表示，即该系统中每个循环中的差分输出kcmd等 于空载时间之前的目标差分空燃比输出。
方程(2)中，“d2”代表空燃比操控系统的空载时间，用排气控制单 元7a的控制循环数来表示，(该时间就是，当每一个时间点上的目标空燃 比KCMD反映到LAF传感器5的输出信号KACT上所需的时间)。空燃 比操控系统的空载时间随内燃机1的转速NE而变化，内燃机1旋转速度 NE越低时，则其空载时间越长。在本实施例中，可鉴于空燃比操控系统 空载时间的上述特征，在方程(2)中所表达的空燃比操控系统中所采用 的空载时间d2是一个预置的常量(例如，d2＝3)，该常量是等于或稍大 于内燃机1怠速运转时的空燃比操控系统中的实际空载时间，怠速亦即内 燃机1处在低速范围。(实际空载时间是当内燃机1在任意转速时空燃比 操控系统可采纳的最大空载时间)。
空燃比操控系统实际上包括内燃机1的一个空载时间元件和一个响应 延时元件。因为LAF传感器5的输出KACT相对于目标空燃比KCMD 的响应延时主要是由发动机侧控制单元7b的反馈控制器14(尤其是适配 控制器18)来补偿，所以如果从排气侧控制单元7a看空燃比操控系统中 不计入内燃机1的响应延迟元件也不会出现什么问题。
排气侧主处理器13中的目标空燃比计算装置13a分别利用排气测控 制单元7a的不变的控制循环数所表达的方程(1)，(2)代表的排气系统 模型和空燃比操控系统模型为根据来实现目标空燃比KCMD的计算过 程。为了实现上述过程，目标空燃比计算装置13a具有如图3所示的功能。
如图3所示，目标空燃比计算装置13a包括一个用于顺次测定每一个 已认定的控制循环中的增益系数a1，a2，b1的a1，a2，b1值(此后称作 为“已认定的增益系统数a1，a2，b1”)的认定器25，这些参数是由排气 系统模型(方程(1))建立的，也包括一个用于在总的空载时间之后d(＝ d1+d2)，其中d1是客体排气系统E的空载时间，d2是空燃比操控系统 的空载时间，每一个控制循环中顺次确定O2传感器6的差分输出VO2的 预测值VO2，(此后被称作为“已预测的差分输出VO2”)的预测器26。 计算装置13a还包括一个适配可调整模式控制器27用于顺次确定在每一 个控制循环中的目标空燃比KCMD。
通过认定器25、预测器26和可调整模式控制器27实现的操作过程 算法的构成如下：
认定器25用来在实时基础上顺次地认定增益系数a1，a2，b1，以便 使排气系统模型(方程(1))的实际客体排气系统E中的模型误差成为最 小。
认定器25实现其认定过程如下：
在每一个控制循环中，利用现已建立的排气模型所认定的增益系统 a1，a2，b1。也就是，在前一控制循环中已认定的增益系数a1(k-1)，a2 (k-1)，b1(k-1)，和由O2传感器6确定的差分输出VO2(k)，及由 LAF传感器5的差分输出kact的以往数据kact(k-d1-1)，VO2(k-1)， VO2(k-2)，来确定排气系统模型上O2传感器6的差分输出VO2的认 定值VO2(k)此后即称为认定的差分输出VO2(k)以上根据方程(3)： $V\hat{O}2\left(k\right)=\widehat{a1}(k-1)·\mathrm{VO}2(k-1)+\widehat{a2}(k-1)·\mathrm{VO}2(k-2)+\widehat{b1}(k-1)·\mathrm{kact}(k-d1-1)----\left(3\right)$
方程(3)是相应于被移至已往的前一控制循环中的方程(1)相一致 的，当方程(1)中的增益系数a1，a2，b1已分别被认定的增益a1(k-1)， a2(k-1)，b1(k-1)，所替代时，如上已确定的定值(d1＝7)在方程 (3)中第三项中用作客体排气系统的空载时间d1的值。    
如果由下面方程(4)、(5)所限定的矢量Θ、ξ被引入方程(3)中(方 程(4)、(5)中的字母T代表移项)，则方程(3)可用方程(6)来表达： ${\Theta }^T\left(k\right)=\left[\widehat{a1}\left(k\right)\widehat{a2}\left(k\right)\widehat{b1}\left(k\right)\right]----\left(4\right)$
ξT(k)＝[VO2(k-1)VO2(k-2)kact(k-d1-1)]    (5) $V\hat{O}2\left(k\right)={\Theta }^T(k-1)·\xi \left(k\right)----\left(6\right)$
认定器25也确定了在由方程(3)或(6)确定的O2传感器6已认定 的差分输出VO2(k)值和目前的O2传感器6的差分输出VO2(k)之间 的差值id/e(k)，如下面方程(7)所示，它表示排气系统模型相对于实际 客体排气系统E来说的模型误差。(此后，差值id/e被称之为“认定误 差id/e”)。方程(7)如下： $\mathrm{id}/e\left(k\right)=\mathrm{VO}2\left(k\right)-V\widehat{O2}\left(k\right)----\left(7\right)$
根据下面所示的方程(8)，为了使认定的误差id/e减至最小，认定 器25进一步确定了新的认定了的增益系统a1(k)，a2(k)，b1(k)，换 言之，是一个由这些认定了的增益系数作为元件的新矢量Θ(k)(以后称 之为新矢量Θ(k)将被称之为“已认定的增益系数矢量Θ”)。
为了确定新的已认定的增益系数a1(k)，a2(k)，b1(k)，认定器25 采用一个正比于认定误差id/e(k)的量，将前一个控制循环中已确定的 增益系数a1(k-1)，a2(k-1)，b1(k-1)改变并确定成新的增益系数 a1(k)，a2(k)，b1(k)。方程(8)如下：
Θ(k)＝Θ(k-1)+Kθ(k)·id/e(k)    (8)
方程式(8)中，K(θ)表示已由下面方程(9)所确定的三次矢量 (Cubic Vector)，也就是一个增益系数矢量用于根据(已认定了的增益系 数a1，a2，b1)中的已认定误差id/e确定变化。方程(9)如下：
Kθ(k)＝P(k-1)·ξ(k)/1+ξT(k)·P(k-1)·ξ(k)    (9)
方程(9)中，P是由递归方程(10)确定的三次方方矩阵，方程(10) 如下： P(k)＝1/λ1(k)·[I-λ2(k)·P(k-1)·ξ(k)·ξT(k)/λ1(k)+I2(k)·ξT(k)·P(k-1)·ξ(k)]·P(k-1)
                                                                    (10)
I代表一个矩阵单元。
在方程(10)中，λ1，λ2必须满足下列条件，0＜λ1≤1，0≤λ2≤2， 而P所表示的对角线矩阵的初始值P(0)，其对角线组分是正数。
不论用任何一种特殊的算法，取决于方程(10)中的λ1、λ2怎样确定， 包括固定增益法、加权最小二乘法、最小二乘法和固定跟踪法等都可以。 根据本实施例，例如采用了最小二乘法(λ1＝λ2＝1)。
基本上，为了按照上述的算法(计算操作)来使已认定的误差id/e 最小，认定器25顺次地确定在每一个控制循环中排气系统模型的已认定 的增益数a1，a2，b1。通过这个操作，即可顺次地得到与实际容体排气系 统E相匹配的认定增益系数a1，a2，b1。
上述算法是基本算法，它通过认定器25来实现。
为了补偿客体排气系统E的空载时间效应d1和补偿空燃比操控系统 的空载效应d2，目的在于如后面详细描述的目标空燃比KCMD用可调整 模式控制器27进行计算，预测器26顺次地确定每一个控制循环中预测的 差分输出VO2，此值是在总空载时间d(＝d1+d2)之后，O2传感器6的 差分输出VO2的预测值。用以预测器26来确定已预测差分输出VO2的 算法方程结构如下：
如果将方程(2)所表示的空燃比操控系统的模型应用到方程(1)所 表示的客体排气系统E的模型中。那末方程(1)可改写成下面的方程(11)：
VO2(k+1)＝a1·VO2(k)+a2·VO2(k-1)+b1·kcmd(k-d1-d2)
        ＝a1·VO2(k)+a2·VO2(k-1)+b1·kcmd(k-d)
                                                  (11)
方程(11)表示了一个由客体排气系统E和空燃比操控系统组合而成 的一个离散时间系统模型的性能，把此系统看作是用于以通过客体排气系 统E和空燃操控系统中的空载时间元件和客体排气系统E中的响应延迟元 件后的目标差分空燃比kcmd中产生出O2传感器6差分输出VO2的系统。
利用方程(11)，则每个控制循环中，总空载时间d之后的O2传感器 6差分输出VO2(k+d)的预测值即预测差分输出值VO2(k+d)就可以 用下列方程(12)来表达，其中利用了O2传感器6的目前和过去的差分 输出VO2的时序数据VO2(k)，VO2(k-1)，和与可调整模式控制器27 测得的目标空燃比KCMD所相应的目标差分空燃比kcmd(＝KCMD- FLAF/BASE)的过去数值中的时序数据kcmd(k-j)(j＝1，2，…，d) (其确定目标空燃比KCMD的特定方法将在后面描述)。
下面为方程(12)： $\overline{\mathrm{VO}2}(k+d)=\alpha 1·\mathrm{VO}2\left(k\right)+\alpha 2·\mathrm{VO}2(k-1)+\underset{j=1}{\overset{d}{\Sigma }}\mathrm{\beta j}·\mathrm{kcmd}(k-j)----\left(12\right)$
其中α1为Ad的第一行、第二列的元 α2为Ad的第一行、第二列的元 βj为Aj-1·B的第一行的元 $A=\left[\begin{array}{cc}a1& a2\\ 1& 0\end{array}\right]$ $B=\left[\begin{array}{c}b1\\ 0\end{array}\right]$
在方程(12)中，“α1”、“α2”分别代表上面描述的与方程(12)有 关的矩阵A的第d次幂Ad中的第一行第一列的元和第一行第二列的元(d： 总空载时间)；“βj”(j＝1，2，……，d)表示矩阵A的第(j-1)的幂 Aj-1和矢量B的乘积Aj-1·B的第一行的元；矢量B已由上述方程(12) 所限定。
方程(12)中目标组合差分空燃比kcmd的过去的值的时序数据即从 现在的空燃操控系统在空载时间d2以前所取出的时序数据kcmd(k-d2)， kcmd(k-d2-1)，……kcmd(k-d)可以分别地用LAF传感器5的差 分输出kact早于现在时间所得到的数据kact(k)，kact(k-1)，……，kact (k-d+d2)来替代。因此当时序数据如此被替代时得到方程(13)： $\overline{\mathrm{VO}2}(k+d)=\alpha 1·\mathrm{VO}2\left(k\right)+\mathrm{VO}2(k-1)+\underset{j=1}{\overset{d_{2-1}}{\Sigma }}\mathrm{\beta j}·\mathrm{kcmd}(k-j)+\underset{i=0}{\overset{d-d_2}{\Sigma }}\mathrm{\beta j}+d2·\mathrm{kact}(k-i)$ $=\alpha 1·\mathrm{VO}2\left(k\right)+\alpha 2·\mathrm{VO}2(k-1)+\underset{j=1}{\overset{d_{2-1}}{\Sigma }}\mathrm{\beta j}·\mathrm{kcmd}(k-j)+\underset{i=0}{\overset{d_1}{\Sigma }}\mathrm{\beta j}+d2·\mathrm{kact}(k-i)----\left(13\right)$
方程(13)是一个由预测器26确定已预测差分输出VO2(k+d)的 基本方程。换言之，预测器26在每一个循环控制中确定了：根据方程(13)， 用O2传感器6以差分VO2的时序数据VO2(k)，VO2(k-1)，确定了 O2传感器6的差分输出VO2(k+d)；确定了目标差分空燃比kemd过去 值的时序数据kcmd(k-j)(j＝1……，d2-1)它代表了由可调模式控制 器27过去已确定的目标空燃比KCMD；也确定LAF传感器5现在和过去 的差分输出值kact的时序数据kact(k-i)(i＝0，……，d1)。
在本实施例中，计算方程(13)中预测差分输出VO2(k+d)所需 的系数α1，α2，βj(j＝1，2，…，d)主要是利用增益系数a1，a2，b1 的认定值即认定增益系数a1，a2，b7计算所得(α1，α2，βj都是由方程 (12)所定义的矢量A，B中的元)。方程(13)中所需的空载时间值d1， d2包括了上述的预置值。
预测差分输出VO2(k-d)可以不需采用并分LAF传感器5的差分 输出kact数据而由方程(12)来确定。但是，为了增加预测差分输出VO2 (k+d)的可靠性，最好再利用反映内燃机1实际性能的LAF传感器5 的差分输出kact数据根据方程(13)来确定预测差分输出VO2(k+d)。 如果空燃比操控系统的空载时间设定在“1”，则方程(12)中目标微分空 燃比kcmd的过往值的各个时序数据kcmd(k-j)(j＝1，2，……，d) 就可以分别用设定时间之前的LAF传感器5的差分输出kact的时序数据 kact(k)，kact(k-1)，……，kact(k-d+d2)来代替，在此情况下， 预测差分输出VO2(k+d)可以采用不包括目标差分空燃比kcmd数据的 方程(14)来确定： $\overline{\mathrm{VO}2}(k+d)=\alpha 1·\mathrm{VO}2\left(k\right)+\alpha 2·\mathrm{VO}2(k-1)+\underset{j=0}{\overset{d-1}{\Sigma }}\mathrm{\beta j}+1·\mathrm{kact}(k-j)----\left(14\right)$
可调整模式控制器27可详细描述如下：
可调整模式控制器27确定出用以供给客体排气系统E的输入量(这 就是LAF传感器5输出KACT(即空燃比检测值)的基准值FLAF/BASE 之差的目标值，该目标值等于目标差分空燃比kcmd)(该输入量将称之为 “SLD被控输入Usl”以便使O2传感器6的输出VO2设定到目标值VO2 /TARGET上，亦即将O2传感器6的并分输出VO2依据在标准的可调整 模式控制过程中减少干扰效应的适配控制定律的适配可调整模式控制方法 收敛到“0”，而且从已确定的SLF被控输入Usl中确定目标空燃比KCMD。 用于实现适配的可调整模式控制方法的算法由下述说明：
适配可调整模式控制方法的算法中所需的开关系数由有调整模式控制 器27和由开关函数所限定的超平面(也称滑动面)来实现。下面将首先 加以叙述。
根据可调整模式控制方法的基本概念，由每个循环中O2传感器6的 差分输出VO2(k)和前一控制循环中的差分输出VO2(k-1)用作被控 状态量(被控量)，和用于可调整模式控制方法的开关函数σ是由如方程 (15)的线性函数来限定，其中的变量组成则由差分输出VO2(k)，VO2 (k-1)来表示：方程(15)如下：
σ(k)＝s1·VO2(k)+s2·VO2(k-1)＝s·x    (15)
其中S＝[s1  s2] $X=\left[\begin{array}{c}\mathrm{VO}2\left(k\right)\\ \mathrm{VO}2(k-1)\end{array}\right]$
方程(15)中的矢量X中的元是由差分输出VO2(k)，VO2(k-1) 来表示并此后称矢量X为状态量X。
开关函数的系数s1，s2要在符合下列方程(16)下加以设定：
-1＜s2/s1＜1                            (16)
(其中s1＝1，-1＜s2＜1)
在本实施例中，为简便起见系数s1设定在s1＝1(s2/s1＝s2)，系 数s2应满足条件：-1＜s2＜1。    
当开关函数σ如此定义之后，则可调整模式控制方法中的超平面即由 方程σ＝0而被限定。因为状态量X是第二幂次方的，所超平面σ＝0就可 以用直线来代表，如图4。此时，此时超平面即根据拓朴空间的度被称为 开关线性或开关平面。
在本实施例中，由预测器26所确定的预测差分输出VO2的时序数据 是被用作可调整模式控制方法中的开关函数的变量组成，如下所述。
适配的可调整模式控制方法是用于将状态量X收敛到超平面σ＝0上 去，那是根据有效控制规律即将状态量X(＝VO2(k)，VO2(k-1)) 收敛到超平面σ＝0的控制规律和一个适配的控制规律(适配算法)即一 种用于补偿收敛状态量X到超平面σ＝0过程中的控制规律(图4中的模 式1)。当按等效控制输出将状态量X保持在超平面σ＝0上时，状态是X 即收敛到超平面σ＝0上的平衡点上，其上VO2(k)＝VO2(k-1)＝0， 即在这一点O2传感器6的输出VO2/OUT的时序数据VO2/OUT(k)， VO2/OUT(k-1)等于目标值VO2/TARGET(图4中模式2)。
SLD被控输入Usl(等于目标差分空燃比kcmd)将由可调整模式控 制器27产生并将状态量X收敛到超平面σ＝0的平衡点上，该输入Vs可 以用Ueq，Urch和Uadp三者的和来表示，其中等效控制输入Ueq将按收 敛状态量X到超平面σ＝0的控制规律被加到客体排气系统E上，输入Urch (此后称之为“有效控制规律(reaching controlaw)输入Urch”)将按有 效控制规律被加到客体排气系统E上，和输入Uadp(此后称之为“适配 的控制规律输入Uadp”)将按适配控制规律被加到客体排气系统E上(见 下列方程(17))
Usl＝Ueq+Urch+Uadp                         (17)
等效控制输入Ueq，有效控制规律输入Urch，和适配控制规律输入 Uadp是按方程(11)所表达的离散时间系统模型为基础而被确定的，亦 即，其模型中方程(11)里的LAF传感器5的差分输出kact(k-d1)是 由利用空载时间3的目标差分空燃比kcmd(k-d)来替代，如下：
等效控制输入Ueq，它是一个被加到客体排气系统E上的输入组分用 以将状态量X收敛到超平面σ＝0上，该输入Ueq就是满足条件σ(k+1) ＝σ(k)＝0情况下的目标差分空燃比kcmd。采用方程(11)，(15)，满 足上述条件的等效控制规律输入Ueq，由下列方程(18)表示：
Ueq(k)＝-(S·B)-1·{S·(A-1)}·X(k+d)
      ＝-1/s1b1·{[s1·(a1-1)+s2]·VO2(k+d)+(s1+a2＝s2)·VO2(k+d-1)}
                                                         (18)
方程(18)是用于在每一控循环中确定等效控制输入Ueq(k)的基 本方程。
按照本发明，有效控制规律输入Urch是按方程(19)来确定：
Urch(k)＝-(S·B)-1·F·σ(k+d)＝-1/s1·b1·F·σ(k+d)    (19)
尤其是，有效控制规律输入Urch是根据正比于总的空载时间d之后 的开关函数σ的值σ(k+d)而被限定的。
在方程(19)中确定有效控制规律增益的系数F应满足下列方程(20)：
0＜F＜2                                      (20)
开关函数σ的值可以相对于超平面σ＝0而按振荡方式作变化(所谓震 颤型)。为了抑制这种振荡，与有效控制规律输入Urch有关的系数F应满 足下列方程(21)的条件：
0＜F＜1                                      (21)
适配控制规律输入Uadp由下列方程(22)来确定(其中ΔT代表了 排气侧控制单元7b的控制循环的周期)： $\mathrm{Uadp}\left(k\right)=-{(S·B)}^{-1}·G·\underset{i=0}{\overset{k+d}{\Sigma }}(\sigma \left(i\right)·\mathrm{\Delta T})=-1/s1b1·G·\underset{i=0}{\overset{k+d}{\Sigma }}(\sigma \left(i\right)·\mathrm{\Delta T})----\left(22\right)$
适配控制规律输入Uadp是正比于开关函数σ的值在控制循环中的积 分值(即相应于开关函数σ的值的积分)和计及总的空载时间d效应之后 的排气侧控制单元7b总的空载时间后的周期ΔT。
方程(22)中的系数G(确定适配控制规律的增益)应满足下列方程 (23)：
G＝J·2-F/Δ
(0＜J＜2)                                       (23)
建立方程(16)，(20)，(21)，(23)的推导过程的情况是日本特许公 报No.1193741和美国专利申请No.09/153032并将详细描述如下：
在本实施例中，可调模式控制器27是分别根据方程(18)，(19)， (22)确定了等效控制输入Ueq，有效控制规律输入Urch2和适配控制规 律输入Uadp三者的和(Ueq+Urch+Uadp)作为SLD被控输入Usl加到 客体排气系统E上。然而这些方程(18)，(19)，(22)中要用的O2传感 器6的差分输出VO2(k+d)，VO2(K+d-1)和开关函数σ的值σ(k+ d)等却因为它们是未来的值而不能直接得到。
因此，根据本发明可调整模式控制器27实际上是采用由预测器26所 预测的差分输出VO2(k+d)，VO2(k+d-1)来代替O2传感器6的差 分输出VO2(k+d)，VO2(k+d-1)以确定方程(18)中的等效控制 输入Ueq和根据下列方程(24)来计算每个控制循环中的等效控制输入 Ueq：
Ueq(k)＝-1/s1b1{[s1·(a1-1)+s2]· VO2(k+d)+(s1·a2-s2)· VO2(k+d-1)}
                                                            (24)
另外，根据本发明，可调模式控制器27实际上是利用由预测器26顺 次预测得到的预测差分输出VO2作为被控的状态量的，并且采用下列方 程(25)中的开关函数σ来取代开关函数σ，(相应于方程(15)中差分VO2 时序数据的开关函数σ由预测的差分输出VO2时序数据所取代)。方程 (25)如下：    
σ(k)＝s1· VO2(k)+s2· VO2(k-1)                  (25)
可调整模式控制器27根据下列方程(26)利用开关函数σ(由方程(25) 表示)[而不采用由方程(19)所定的开关函数σ值]来计算每一控制循环 的有效控制规律输入Urch，方程(26)如下：
Urch＝-1/s1·b1·F· σ(k+d)                     (26)
与此相似，可调模式控制器27根据下列方程(27)利用由方程(28) 中的开关函数σ值代替方程(22)中用于确定的适配控制规律输入Uadp 的开关函数σ来计算每个控制循环中的适配规律输入Uadp方程(27)如 下： $\mathrm{Uadp}\left(k\right)=-1/s1·b1·G·\underset{i=0}{\overset{k+d}{\Sigma }}(\sigma \left(i\right)·\mathrm{\Delta T})----\left(27\right)$
由认定器25所最后确定的认定增益系数a1(k)，a2(k)，b1(k) 主要用作方程(24)，(25)，(27)中计算Ueq，Urch，和Uadp所需的增 益系数a1，a2，b1。
可调模式控制器27根据方程(24)，(25)，(27)中的等效控制输入 Ueq，有效控制规律输入Urch，和适配控制规律输入Uadp之和，并作为 SLD被控输入Usl而加到客体排气系统E上(见方程(17))。方程(24) (25)(27)中所用系数S1，S2，F，G的条件就如上已经叙述了。
上述的方程就是利用可调模式控制器27确定SLD被控输入Usl(等 于目标差分空燃比kcmd)以便加到客体排气系统E上的基本算法。根据 上述算法，SLD被控输入Usl就确定以使O2传感器6的预测差分输出VO2 收敛，从而将O2传感器6的输出VO2/OUT转换到目标值VO2/TARGET 上。
可调整模式控制器27最后顺次地确定各个控制循环中的目标空燃比 KCMD，如上所得的SLD被控输入Usl就标志着LAF传感器5检出的排 气的空燃比和基准值FLAF/BASE之间的差值的目标值，亦即，目标差 分空燃比kcmd。因此，可调模式控制器27最终即由所确定的每个循环中 SLD被控输入Usl加上基准值FLAF/BASE，可用下列方程(28)表示：
KCMD(k)＝Usl(k)+FLAF/BASE
       ＝Ueq(k)+Urch(k)+Uadp(k)+FLAF/BASE
                                              (28)
上述的方法就是本实施例中用可调模式控制器27确定目标空燃比 KCMD的基本算法。
在本实施例中，由于可调模式控制器27所完成的适配可调模式控制 过程的稳定性是用限制SLD被控输入Usl来加以检验的，其检验方法将 在后面叙述。
由变坏状态评估装置13b所完成的方法将在下面叙述。
已经披露很多发明人所做的各种研究，当目标空燃比KCMD已由可 调模式控制器27确定，和内燃机1燃料喷入量已被发动机侧控制单元7b 所调整，使LAF传感器的输出KACT(即内燃机1的空燃比检出值)收 敛到目标空燃比KCMD上时，O2传感器6的输出VO2/OUT的时序数 据即表现出其特性随着催化转换器3的状态变坏而出现的相对于超平面σ ＝0的变化。
这种特性的改变，可以参考图5到图7而叙述如下，图5到图7上有 一批成条状的点，它是O2传感器6的差分输出VO2(k)，VO2(k-1) 的一组时序数据的取样数据，亦即，分别对于一个新品的催化转换器3， 一个状态已经略为变坏的催化转换器3和一个状态已经严重变坏的催化转 换器3的三种情况下，当内燃机1的燃料喷入量根据目标空燃比KCMD 已作调整后，在排气侧控制单元7a的各个控制循环中所得到的状态量X。 在图5到图7中的直线就代表了超平面σ＝0。
如图5所示，当催化转换器3是一新品时，状态量X就趋于集中在σ ＝0的超平面附近，随着催化转换器3状态的逐步变坏(如图6，图7) 状态量X就趋向于离超平面σ＝0而逐步分散到超平面σ＝0的周围的较大 范围中去。状态量X分散得越宽，则催化转换器3的状态越坏，亦即，催 化转换器3的变坏程度越严重。换言之，随着催化转换器3状态变坏的发 展，根据方程(15)所确定的开关函数σ所具有的值就越远离“0”，亦即， 在“0”周围的变化越宽。这意味着，当催化转换器3逐渐变坏时，出现 这样的事实，即根据方程(1)中排气系统模型就趋于出现一个误差，而 使状态量X收敛到超平面σ＝0的能力下降。
上述的趋势也可由方程(25)所确定的开关函数σ值表示出来，方程 (25)中的由预测器26预测出的预测差分输出VO2值被用作变量组分， 亦即，开关函数实际被用作可调模式或控制过程中的开关函数。其中开关 函数σ是采用了O2传感器6差分输出VO2的预测值，而方程(15)中的 开关函数则采用O2传感器6的差分实际输出VO2。因此后者是较好地反 映了催化转换器3的状态变坏的实际情况。
根据上述理由，根据本实施例，催化转换器3的变坏状态是依据方程 (15)由开关函数σ来评估的，如上所述，在可调模式控制方法中的实际 开关函数是由方程(25)来限定的开关函数σ，其中用作变量组成的预测 差分输出VO2是由预测器26所确定。严格地说，方程(15)中的开关函 数σ并不是本实施例中可调模式控制方法中的开关函数。方程(15)中的 开关函数σ此后将被称之为“变坏评估线性函数σ”。
一种根据变坏评估线性函数σ采用变坏状态评估装置13b来评估催化 转换器3的变坏状态的算法由下面所述来表达：
鉴于变坏评估线性函数σ随着催化转换器3状态逐渐变坏而有上述的 变化趋势，变坏状态评估装置13b顺次地确定出变坏评估线性函数σ在每 一控制循环中的平方值σ2。
然后，变坏状态评估装置13b再在σ2值上作低通滤波处理以确定出一 个σ2值的中心值(此后即用LSσ2来代表)作为变坏评估参数。
上述确定变坏评估参数LSσ2的滤波方法包括一个顺次统计处理算 法，由下列方程(29)来表示：
LSσ2(k)＝LSσ2(k-1)+BP(k-1)/1+BP(k-1)·(σ2(k)-LSσ2(k-1))
                                                         (29)
这样，变坏评估参数LSσ2就在排气侧控制单元7a的每个控制循环中 不断地顺次校正数据的过程中确定下来的。其中LSσ2(k-1)是变坏评 估参数LSσ2的前一个值，LSσ2(k)是平方值σ2的现在的值，增益参数BP 则因每个控制循环都在校正所以可用下列方程(30)所代表的递归公式来 表示：
BK(k)＝1/η·(1-η2·BP(k-1)/η1+η2·BP(k-1))·BP(k-1)
                                                      (30)
在方程(30)中，η1，η2设定成满足条件：0＜η≤1，和0≤η2＜2。 根据η1，η2值设定的方式，可以有各种不同的算法包括：固定增益法， 递减法，加权最小二乘法，最小二乘法和固定跟踪法等。根据本实施例， η1是设定成小于“1”的函数。(0＜η1≤1)，和η2＝1，并采用加权的最 小二乘法来计算。
当变坏评估参数LSσ2被用作变坏评估线性函数σ的平方σ2的中心值 (在本实施例中即最小二乘方的中心值)时，变坏评估参数LSσ2的值就 出现如图8所示的相对于催化转换器3变坏状态的趋势，图8表示了与图 5-7，相应的变坏评估参数LSσ2和催化转换器3中排气流率(此后被称 之为“排气量”)之间关系。
如在图8中所示，变坏评估参数LSσ2实际上是一常数而与排气量无 关，而且参数LSσ2随着催化转换器3的状态变坏的进展而增加而增加。 因此变坏评估参数LSσ2就代表了催化转换器3的状态变坏的程度。
在本实施例中，催化转换器3的评估是用于判断催化转换器3的变坏 状态是否到了必须立即或即将更换的程度(这种变坏状态，此后即称之为 “持续变坏状态”)，或者不到这个程度(即催化转换器3尚未达到“持续 变坏状态”，此后即称之为“非变坏状态”)。持续变坏状态即由变坏指示 器29指示出来。
如图8中的虚线所示，相对于变坏评估参数LSσ2上有一个预置的阈 值CATAGELMT。如果变坏评估参数LSσ2大于或等于阈值CATAGELMT， 则催化转换器3就判断成到了持续变坏状态了。如果变坏评估参数LSσ2 小于阈值CATAGELMT，则催化转换器3就判断成处在非变坏状态。
上述的算法就是利用变坏状态评估装置13b评估催化器变坏状态的基 本算法。变坏状态评估装置13b还可完成一种附加的方法即随着评估催化 器3的变坏状态认识排气量是如何改变的。这种附加的认识排气量改变的 方法将在以后再讨论。
发动机侧控制单元7b的通用反馈控制器15，尤其是适配控制器18， 将在下面作进一步描述。
图1中，通用反馈控制器15起到一个反馈控制作用使LAF传感器5 的输出KACT(空燃比输出值)收敛到目标空燃比KCMD上，即如上所 述。如果这种控制过程仅仅由已知的PID来完成，则很难在内燃机1的运 行条件变化，或内燃机1长期工作带来的性能改变等一系列动力性能变化 过程中保持其稳定的控制能力。
适配控制器18是一种递归型的控制器，以便当内燃机1的动力性能 改变而需补偿时，使进行反馈过程成为可能。如图9所示，适配控制器18 包括一个利用I.D.Landau等提议的参数调整规律而建立多个适配的参数 的参数调整器30；一个利用所建立的适配参数来计算反馈被控变量KSTR 的被控变量计算器31。
参数调节器30将在下描述。根据由I.D.Landau等提议的参数调整规 律，当一个被控制的离散系统客体的传递函数B(z-1)/A(z-1)的分 子和分母的多项式分别用下面所给出的方程(31)(32)表示时，参数调 节器30所建立的适配参数θ(j)(j表示控制循环的序数)根据下面给出 的方程(33)一个矢量(传递矢量)来表示。由下面的方程(34)表示参 数调节器30的输入ξ(j)。
本实施例中，内燃机1作为一个反馈控制器15控制的客体，假定它 被认为是一个有内燃机1三个燃烧循环的时间相应的空载时间的一阶系统 工作站，则在方程(31)-(34)中，m＝n＝1，dp＝3，而且建立起5 个适配参数s0，r1，r2，r3，b0(见图9)。方程(34)的上一个和中间一 个表达式的us，ys，表示被控客体的输入(被控变量)和被控客体的输出 (被控变量)。在本实施例中，输入是反馈被控变量KSTR；客体(内燃 机1)中的输出是来自LAF传感器5的输出KACT(已检测的空燃比)； 进入参数调整器30的输入ξ(j)由方程(34)的下面一个表达式表达。(见 图9)。
A(Z-1)＝1+a1z-1+…+anz-n                   (31)
B(Z-1)＝b0+b1z-1+…+bmz-m                  (32) ${\theta }^T\left(j\right)=[\hat{b}0\left(j\right),\hat{B}R(Z^{-1},j),\hat{S}(Z^{-1},j)]$ $=[b0\left(i\right),r1\left(j\right),···,\mathrm{rm}+\mathrm{dp}-1\left(j\right),s0\left(j\right),···\mathrm{sn}-1\left(j\right)]$ $=[b0\left(j\right),r1\left(j\right),r2\left(j\right),r3\left(j\right),s0\left(j\right)]----\left(33\right)$
ξT(j)＝[us(j)，…，us(j-m-dp+1)，ys(j)，…，ys(j-n+1)]
      ＝[us(j)，us(j-1)，us(j-2)，us(j-3)，ys(j)]
      ＝[KSTR(j)，KSTR(j-1)，KSTR(j-2)，KSTR(j-3)，KACT(j)]
                                                         (34)
由方程(33)表达的适配参数θ是由确定适配控制器18增益的标量元， 由被控变量表示的控制元BR(z-1，j)和由控制变量表达的控制元S (z-1，j)三者共同组成；它们由下面方程(35)-(37)分别表示(见 图9中所示的被控变量计算器31的框图)： $\hat{b}{0}^{-1}\left(j\right)=1/b0----\left(35\right)$ $\hat{B}R(Z^{-1},j)=r1Z^{-1}+r2Z^{-2}+···+\mathrm{rm}+\mathrm{dp}-1Z^{-(n+\mathrm{dp}-1)}$ $=r1Z^{-1}+r2Z^{-2}+r3Z^{-3}----\left(36\right)$ $\hat{S}(Z^{-1},j)=s0+s1Z^{-1}+···+\mathrm{sn}-1Z^{-(n-1)}=s0----\left(37\right)$
如上所述参数调节器30建立了标量元和控制元系数，而且把它们作 为由方程(33)表达的适配参数θ送入被控变量计算器31中。参数调节器 30利用现有的到过去的反馈操控变量KCTR的时序数据和LAF传感器5 的输出KACT，计算出适配参数θ，使LAF传感器5的输出KACT与目 标空燃比KCMD相一致。
参数调节器30即可根据方程(38)计算适配参数θ，方程(38)如下： $\hat{\theta }\left(j\right)=\hat{\theta }(j-1)+\Gamma (j-1)·\xi (j-\mathrm{dp})·e*\left(j\right)----\left(38\right)$
其中Γ(j)表示一个用于确定建立适配系数θ速率的增益矩阵(其度 由m+n+dp表明)和一个e*(j)，表示一个适配系数θ的预测误差。Γ(j) 和e*(j)分别由方程(39)、(40)表示：
Γ(j)＝1/λ1(j)·[Γ(j-1)-λ2(j)·Γ(j-dp)·ξ(j-dp)·ξ(j-dpT)·Γ(j-1)/λ1(j)+λ2(j)·ξT(j- dp)·Г(j-1)·ξ(j-dp)]
                                                                             (39)
其中0＜λ1(j)≤1，0≤λ2(j)＜2，Γ(0)＞0。 $e*\left(j\right)=D\left(Z^{-1}\right)·\mathrm{KACT}\left(j\right)-{\hat{\theta }}^T(j-1)·\xi (j-\mathrm{dp})/1+{\xi }^T(j-\mathrm{dp})·\Gamma (j-1)·(j-\mathrm{dp})----\left(40\right)$
其中D(z-1)表示一个渐近的稳定多次式用于调整收敛性。在本实 施例中，D(z-1)＝1。
各种特定的算法，包括递减的增益算法、变量增益算法、固定跟踪算 法和固定增益算法，它们都可依据怎样选择方程(39)中的λ1(j)，λ2(j) 而得到采用。对于一个像燃料喷入方法那样的与时间有关的工作站而言， 内燃机1的空燃比或其他类似量，采用递减增益算法，或变量增益算法， 或固定增益算法，或固定跟踪算法中的任何一种都是合适的。
利用由参数调节器30建立的适配参数θ(s0，r1，r2，r3，b0)和排 气侧主处理器13的变坏状态评估装置13a所确定的目标空燃比KCMD， 操控变量计算器31可根据如方程(41)中的递归方程来确定反馈操控变 量KSTR。
KSTR(j)＝1/b0·[KCMD(j)-s0·KACT(j)-r1·KSTR(j-1)
                     -r2·KSTR(j-2)-r3·KSTR(j-3)
                                                    (41)
被控变量计算器31(如图9所示)，代表一个根据方程(41)的计算 方块图。
反馈被控变量KSTR将随着LAF传感器5输出KACT与目标空燃比 相一致而按方程(1)而变成为目标空燃比KCMD。因此，反馈被控变量 KSTR就在除法器19中被目标空燃比KCMD相除而得到反馈被控变量kstr 以便被用作反馈校正系数KFB。
下述中得以表明，适配控制器18是一个考虑了被控目标发动机1动 力性能变化之后的递归型控制器，即适配控制器18是一个按递归形式表 达的用以补偿发动机1动力性能变化的控制器，尤其是一个具有递归型适 配参数调整机制的控制器。    
这种型式的递归型控制器可以采用一个最佳调节器，但其中往往不具 有参数调整机制，适配控制器18的如上结构是很适用于补偿内燃机1的 动力性能变化的。适配控制器18的详细情况已如上面叙述了。
在通用反馈控制器15中和适配控制器18一起的还有一个PID控制器 17，它是用于从LAF传感器5输出KACT和目标空燃比KCMD之间的 差值中计算出一个正比项(P项)，一个积分项(I项)和一个微分项(D 项)，并用通用PID控制方法计算出这些项的总和作为反馈被控变量 KLAF。在本实施例中，在LAF传感器5输出KACT因积分项I(I项) 的初始值设定为“1”而与目标空燃比相一致时反馈被控变量KLAF就设 定为“1”，因此反馈被控变量KLAF即可用作反馈校正系数KFB直接用 于校正燃料喷入量。正比项，积分项和微分项的增益是利用预定图由内燃 机1的转速和吸气压来确定。
通用反馈控制器15的开关器20将在下列条件时输出一个由PID控制 器17确定的反馈被控变量KLAF作为反馈校正系数KFB用于校正燃料喷 入量，这些条件是：如果因为内燃机1的冷却液的温底太低，内燃机转速 太高，或吸气压太低而使内燃机的燃烧不稳定时；如果因为空燃比反馈系 统已经启动后目标空燃比KCMD有很大的或突然的变化时由于LAF传感 器5的响应延迟而使LAF传感器5的输出KACT变得不可靠时；或者如 果因为内燃机运行得非常平稳如当它处在急速运转时，因此就不需要用适 配控制器18进行高增益的控制时。反过来，开关器20就输出一个由适配 控制器18确定的反馈被控变量KSTR再被目标空燃比KCMD相除而产生 的反馈被控变量kstr作为反馈校正系数用于校正燃料喷入量。
这是因为适配控制器18具有高增益的控制效应并能将LAF传感器5 的输出KACT很快地收敛到目标空燃比KCMD上，和如果当内燃机1的 燃烧不稳定，或LAF传感器5的输出KACT不可靠时，由适配控制器18 确定的反馈被控变量KSTR被采用的话，则空燃比控制过程就趋于不稳 定。
开关器20的这种运行方式，已详细披露在日本公开特许公报No.8- 105345或美国专利No.5,558,075上，此处不再赘述。    
本实施例的整个装置的运行情况就在下面加以叙述。
首先，参照图10，来叙述一个采用发动机侧控制单元7b完成的计算 内燃机1中输出到各汽缸中的燃料喷入量#nTouf(n＝1，2，3，4)的方 法以便用于控制内燃机1的空燃比。发动机侧控制单元7b以如下步骤计 算出各汽缸中和内燃机1的曲轴角周期(TDC)相同步的输出燃料喷入量 #nTout(n＝1，2，3，4)：
在图10中，发动机侧控制单元7b从各个包括LAF和O2的传感器5， 6中读出其输出，(步骤a)。此时LAF传感器5输出的KLT和O2传感器 6的输出VO2/OUT包括过去所得到的数据都以时序方式存储在存储器 (未画出)中。
然后，基本燃料喷入量计数器8根据节流阀的有效开启面积计算出相 应于内燃机1转速NE和吸气压力PB的基本燃料喷入量Tin(步骤b)。 第一校正系数计数器9依据冷却液的温度和数量计算出第一校正系数 KTOTAL(步骤c)。
发动机侧控制单元7b确定内燃机1的工作状态是否处在运行模式(此 后即称之为“正常运行模式”)上，亦即是燃料喷入量已被目标空燃比计 算装置13a产生的目标空燃比KCMD调整好，并设定在标志值(f/prism /on)上(步骤d)。当标志值f/prism/on是“1”时，意味着内燃机1 的工作状态处在正常运行模式上，而当标志值f/prism/on是“0”时， 意味着内燃机1的工作状态不在正常运行模式上。
步骤d的子程序详见图11，如图11所示，内燃机侧控制单元7b确 定O2传感器6和LAF传感器5是否已分别启动(步骤d-1，步骤d-2)。 如果O2传感器6和LAF传感器5中的任何一个用排气侧主处理器13检 测出的它们的数据不够精确时，则内燃机1的工作状态就不正正常运行模 式上，标志值f/prism/on被设定在“0”(步骤d-10)。
然后，发动机侧控制器7b确定内燃机1是否运行在空气燃料混合物 不足状态(步骤d-3)。发动机侧控制单元7b确定内燃机1的点火时间 是否滞后以便及早在内燃机1发动后立即启动催化转换器3(步骤d-4)。 发动机侧控制单元7b确定内燃机1的节流阀是否完全打开(步骤d-5)， 发动机侧控制单元7b确定供给内燃机1的燃料是否处在停止状态(步骤 d-6)。如果这些步骤中的任何一项得到满足的话，则由此而不利于或不 可能利用排气侧主处理器13所产生的目标空燃比KCMD对内燃机的供油 进行控制，使得内燃机的工作状态不会是处在正常运行模式，于是标志值 f/prism/on即设定在“0”上(步骤d-10)。
然后发动机侧控制器7b就确定内燃机1的转速NE和吸气压力PB是 否分别落在给定的范围中(步骤d-7)。如果转速NE和吸气压PB中任 一项不落在给定范围中，则因不利于采用排气侧主处理器13所产生的目 标空燃比来控制，内燃机1的工作状态不处在正常运行模式，则标志值f /prism/on就设定在“0”(步骤d-10)。
假定步骤d-1，d-2，d-7，d-8的条件得到满足，而步骤d-3， d-4，d-5，d-6的条件处于不满足状态(此时内燃机1处在正常运行 模式时)那末，内燃机1被判断为正常运行模式的工作状态，而标志值f /prism/on设定为“1”(步骤d-9)。
图10中，在标志值f/prism/on设定后，发动机侧控制单元7b就 确定了标志值f/prism/on(步骤e)。若f/prism/on＝1，则发动机侧 控制单元7b就读出由排气侧主处理器13产生的目标空燃比KCMD(步 骤f)。若f/prism/on＝0，则发动机控制单元7b就没有设定目标空燃比 KCMD至一预定值，就由内燃机1的转速NE和吸气压PB利用预定图而 被确定。
在局部反馈控制器16中，PID控制器22计算出各个反馈系数#n KLAF，以便根据由观察器21从LAF传感器5的输出KACT中预测到的 各个汽缸的实际空燃比#nA/F(n＝1，2，3，4)消除各汽缸之间的偏差。 (步骤h)。然后，通用反馈控制器15计算反馈校正系数KFB(步骤i)。
根据内燃机1的运行条件，开关器20或者选择由PID控制17确定 的反馈被控变量KLAF或者选择适配控制器18所确定的反馈被控变量 KSTR除以目标空燃比KCMD所产生的反馈被控变量kstr。(通常，开关 器20选择反馈被控变量kstr)。因此，开关器20输出已选择的反馈被控 变量KLAF或kstr作为反馈校正系数KFB。
当将反馈校正系数KFB来自PID控制器17的反馈被控变量KLAF 切换到来自适配控制器18的反馈被控变量kstr时，适配控制器18在整个 切换循环时间内一直以保持校正系数KFB在前一个校正系数KFB(＝ KLAF)上的方式来确定反馈被控变量KSTR的。
当将反馈校正系数KFB从来自适配控制器18的反馈控制变量kstr切 换至来自PID控制器17的反馈被控变量KLAF的，PID控制器17是以这 种方式计算当前的校正系数KLAF的，即把先前的循环时间里，由它自己 确定的反馈被控变量KLAF作为先前的校正系数KFB(＝kstr)。
在反馈校正系数KFB计算出之后，第二校正系数计算器10在步骤j 中，根据目标空燃比KCMD(在步骤f或步骤g中)计算出第二校正系数 KCMDM。
然后，如上所述，发动机侧控制单元7b将由上所述确定的基本燃料 喷入量Tim乘以第一校正系数KTOTAL、第二校正系数KCMDM、反馈 校正系数KFB、和在步骤k中由每个汽缸的输出燃料喷入量#nTout所确 定的各个汽缸的反馈校正系数。然后，在步骤m中。
因为在内燃机1吸气壁上累积的燃料颗粒而用燃料积累校正器23， 校正输出燃料喷入量#nTout。已校正的输出燃料喷入量#nTout被加到内燃 机1的未画出的燃料喷射器上(步骤n)。
内燃机1中燃料喷射器根据各汽缸的输出燃料喷射量#nTout喷射燃 料进各个汽缸中。
上面对输出燃料喷射量#nTout的计算和内燃机1的燃料喷射是在几 个与内燃机1曲轴角周期相同步的连续循环时间内收敛LAF传感器5以 输出KACT到目标空燃比KCMD，从而控制内燃机的空燃比而实现的。 在适配控制器18中出来的反馈被控变量kstr被用作反馈校正系数KFB的 同时，LAF传感器5的输出KAVT以很高的稳定性很快地收敛到目标空 燃比KCMD上，而不易改变内燃机1的运行条件或特性变化。内燃机1 的响延迟也会适当地被补偿。
在对内燃机1的进行上述燃料控制同时，排气侧控制单元7a在固定 周期的几个控制循环中也执行如
所示的主程序。
如图12所示，排气侧控制单元7a确定是否排气侧主处理器的处理正 在执行，并且确定一个标志值f/prism/cal，来表示在步骤1中是否执行 了该处理。当标志值f/prism/cal为0时，则意味着排气侧主处理器13 的处理还未执行，而当标志值f/prism/cal是1时，则意味着排气侧主 处理器13的处理已执行了。
在图13中详细说明了步骤1中的决定子程序。如图13所示，排气侧 控制单元7a决定O2传感器6和LAF传感器5是否被启动(步骤1-1， 步骤1-2)。如果O2传感器6或是LAF传感器5中的一个都未被启动， 那末，由于排气侧主处理器13所需的来自O2传感器6和LAF传感器5 的输出数据不够精确，故将标志值f/prism/cal设定为“0”(步骤1-6)。 然后，为了启动后面要描述的认定器25，表明认定器25是否被启动的标 志值f/id/reset设定为“1”(在步骤1-7)。当标志值f/id/reset为1 时，它意味着认定器25被启动，而当标志值f/id/reset为0时，则意味 着认定器25未被启动。
排气侧控制单元7a确定内燃机1是否运行在缺乏空燃混合物状态。 (步骤1-3)。排气侧控制单元7a确定，为使内燃机1启动之后立即启动 催化转换器3，是否延迟了内燃机1的点火时间(步骤1-4)。如果这些 步骤的条件得到满足，那末由于用于调整O2传感器6的输出VO2/OUT 至目标值VO2/TARGET而计算出的目标空燃比KCMD并未用作内燃机 1的燃料控制。所以标志值f/prism/cal设定为“0”(步骤1-6)，为了 启动认定器25标志值f/prism/cal设定为“1”(步骤1-7)。
在图12中，在确定了子程序后，排气侧控制单元7a确定：用认定器 25认定(校正)增益系数a1，a2，b1的过程是否被执行了；同时也设定 一个标志值f/id/cal指示出认定(校正)增益系数a1，a2，b1过程是 否已被执行(步骤2)。当标志值f/id/cal为“0”时，意味着认定(校 正)增益系数a1，a2，b1的过程没有被执行，而当标志值f/id/cal为 “1”时，意味着认定(校正)增益系数a1，a2，b1的过程已被执行了。
在步骤2的确定过程中，排气侧控制单元7a确定内燃机1的节流阀 实际上是否完全打开了，也确定了到内燃机1的燃料供应是否停止了，如 果这些条件中的任何一个被满足那末由于很难适当地调节增益系数a1， a2，b1，故将标志值f/id/cal设定为“0”。如果这些条件中没有一个条 件被满足，那末将标志值应设定为“1”，以便用认定器25认定(校正) 增益系数a1，a2，b1。    
参照图12，排气侧控制单元7a分别从减法器11、12中计算出最后 的差分输出kact(k)(＝KACT(k)-FLAG/BASE)，VO2(k)(＝VO2 /OUT(k)-VO2/TARGET)(步骤3)。减法器11、12选择出已读出 并存储在未画出的存储器中(如图10的步骤a中所示)的时序数据中最 新的一组；并计算出差分输出kact(k)，VO2(k)。差分输出kact(k)， VO2(k)和过去给出的数据一起以时序状态存储在排气侧控制单元7a中 的存储器(未显示)中。
然后，排气侧控制单元7a确定出在步骤1中设定的标志值f/prism /cal(步骤4)。如果标志值f/prism/cal为“0”，也就是说，如果排气 侧主处理器13的处理没有被执行，那末，排气侧控制单元7a由可调整模 式控制器27强制地设定即将被确定的SLD操控输入Usl(目标差分空燃 比kcmd)到预定值上(步骤13)。此预定值可以是一个固定值(例如“0”) 或是在先前的控制循环中确定的SLD操控输入Usl。
SLD操控输入Usl在步骤12中被设定为预测值之后，排气侧控制单 元7a将基准值FLAF/BASE加到操控输入Usl中以确定现时控制循环中 的目标空燃比kcmd。然后现时控制循环中的处理过程就终止了。
如果在步骤4中标志值f/prism/cal为“1”，也就是说，如果排气 侧主处理器13的过程被执行了，则排气侧控制单元7a就作用到认定器25 的处理过程上去(步骤5)。
处理子程序(步骤5中)的过程如图14所详示。
认定器25确定，已在步骤2中设定的标志值f/id/cal(步骤5-1)。 如果标志值f/id/cal为“0”，则用认定器25认定增益系数a1，a2，b1 的过程尚未完成，则控制立刻返回到主程序中(见图12)。
如果标志值f/id/cal＝1，则认定器25就确定与认定器25的启动相 关的已在步骤1中设定的标志值f/id/reset(步骤5-2)。如果标志值f /id/reset为“1”，则认定器25被启动(步骤5-3)。当认定器25被启 动时，已认定的增益系数a1，a2，b1被设定在预定的初始值(按照方程 (4)认定的增益系数矢量θ被启动)而方程(9)中矩阵P(对角线矩阵) 的元被设定在预定的初始值上。标志值f/id/reset被复位至“0”。
根据方程(3)，认定器25利用现时的已认定增益系数a1(k-1)，a2 (k-1)，b1(k-1)和差分输出VO2的先前的数据VO2(k-1)，VO2 (k-2)，kact(k-d-1)，和在每一控制循环中已在步骤3中计算出kact 来计算认定的差分输出VO2(k)(步骤5-4)。
根据方程(9)，认定器25计算出用确定新的认定增益系数a1，a2， b1的矢量Kθ(k)(步骤5-5)。这以后，认定器25计算认定误差id/e (k)，也就是在认定差分输出VO2和实际差分输出VO2之间的差值(见 方程(7))，(步骤5-6)。
在步骤5-6中获得的认定误差id/e(k)可根据方程(7)来计算。 然而在目前的实施例中，通过步骤3的(见图12)每一控制环中已得到 的差分输出VO2，和步骤5-4的每一个控制环中，已计算出的已认定的 差分输出VO2，按照方程(7)而计算出的值(＝VO2(k)-VO2(k)) 是用低通特性过滤后再计算出认定误差id/e(k)的。
这是由于包括催化转换器3的客体系统E通常具有低通过特性。所以 在认定排气系统模型的增益系数a1，a2，b1时，最好要附加客体排气系 统E的低频性能，这是很重要的。
差分输出VO2和已认定的差分输出VO2，二者都可用同样的低通特 性过滤。例如，在差分输出VO2和已认定的差分输出VO2已被分别单独 过滤后，即可用方程(7)计算，以确定认定误差id/e(k)。上面的过滤 可通过位移动平均值的方法即一个数字过滤过程来实现。
然后，认定器25计算一个新的已认定的增益系数矢量θ(k)，也就是 新的已认定的增益系数a1(k)，a2(k)，b1(k)，它们是根据方程(8)， 用在步骤5-6中已确定的认定误差id/e(k)和在步骤5-5中计算的Kθ (k)来确定的(步骤5-7)。
在具备了已计算出的新认定增益系数a1(k)，a2(k)，b1(k)后， 认定器25进一步限定增益系数a1，a2，b1值，(认定增益系数矢量θ的元)， 以满足预定的条件(步骤5-8)。
限定已认定的增益系数a1，a2，b1(步骤5-8)的程序包括一个限 定已认定增益系数a1，a2，b1成为某一种组合的过程；亦就是限定一个 点(a1，a2)就处在以它认定增益系数a1，a2为组分的座标平面上的给 定的区域内的过程；和一个限定认定的增益系数b1处在给定范围内的过 程。根据前一个的过程，如果一个点a1(k)，a2(k)处在步骤5-7中已 计算出的认定的增益系数a1(k)，a2(k)所确定的座标平面上的位置偏 离了座标平面上的给定区域时，则已认定增益系数a1(k)，a2(k)的值 将被强制性地限定在给出区域内的点值上。根据后一个过程，如果在步骤 5-7中计算出的认定增益系数b1(k)的值超出所给范围的上限或下限， 则已认定增益系数b1(k)的值就被强制地限定在所给定范围的上限或下 限上。
上述限定已认定增益系数a1，a2，b1的过程，是为了维持由可调模 式控制器27计算而得的SLD操控输入Usl的稳定性(即目标差分空燃比 kcmd的稳定性)和因此而有的后面目标空燃比KCMD的稳定性。
对限定已认定增益系数a1，a2，b1过程的细节在日本公开特许公报 No.11-153051和美国专利公报No.09-153300中有详细说明，此处不 再赘述。
被用来确定新的已认定增益系数a1(k)，a2(k)，b1(k)(在步骤5 -7)的已认定增益系数先前值a1(k-1)，a2(k-1)，b1(k-1)就是 在先前控制循环中(步骤5-8)已被限定后的已认定的增益系数的值。
如图12所示，在步骤5中认定器25的过程已在上面详细描述。
图12中，在认定器25的过程实现之后，排气侧控制单元7a就确定 增益系数的值a1，a2，b1(步骤6)。即如果步骤2中已设定的标志值f/ id/cal为“1”，也就是如果已由认定器25认定了增益系数a1，a2，b1， 那末，增益系数a1，a2，b1，就被设定为由步骤5中通过认定器25确定 的(已受步骤5-8所限定的)最后认定的增益系数a1(k)，a2(k)，b1 (k)；如果标志值f/id/cal＝0，即如果增益系数a1，a2，b1没有被认 定器25认定，那末，增益系数a1，a2，b1分别被设定为预定值。
然后，排气侧控制单元7a对预测器26的操作过程起作用，亦即计算 预测的差分输出VO2(步骤7)。
根据方程(12)，预测器26用增益系数a1，a2，b1(这些数值基本 上是被认定的增益系数a1，a2，b1)来计算用于方程(13)的系数α1，α2， βj(j＝1，2，……，d)。
然后，预测器26根据方程(13)，利用时序数据VO2(k)，VO2(k -1)(即目前控制环之前的每一个控制环中(步骤3)已计算的O2传感器 的差分输出)，时序数据kact(k-j)(j＝0，……，d1)(即目前控制环之 前的LAF传感器5的差分输出kact)，时序数据kcmd(k-j)(＝Usl(k -j)，j＝1，……，d2-1)(即前一个控制环之前的来自可调整模式控制 器27的在每一控制循环中给出的目标差分空燃比kcmd(＝SLD操控输入 Usl))，和上述计算所得的系数α1，α2，βj计算出预测差分输出VO2(k +d)(即从现时循环开始经过总的空载时间后的差分输出VO2的预测 值)。
然后，排气侧控制单元7a利用可调整模式控制器27计算SLD操控 输出Usl(＝目标差分空燃比kcmd)(步骤8)。
尤其是，可调整模式控制器27利用步骤7中由预测器26预定的预测 差分输出VO2的时序数据VO2(k+d)，VO2(k+d-1)来计算当前控 制循环到总的空载时间d之后，方程(25)定义的切换函数σ值σ(k+d) (此值与按方程(15)定义的线性函数σ，在总空载时间d之后的预测值 相对应)。
此时，可调整模式控制器27保持切换函数σ的数值在一个预定的可允 许范围内。如果如上所确定的σ(k+d)数值超过所允许范围限定的上限 或下限，则可调整模式控制器27将强制性地限定σ(k+d)至所允许范围 限定的上限或下限上。
如果开关函数σ的值太大，那末有效控制规律输入Urch也会超量；适 配控制规律Uadp也会不连续地改变；收敛O2传感器6的输出VO2/OUT 到目标值VO2/TARGET的过程的稳定性就会受到损害。
然后，可调模式控制器27就将开关函数σ的值σ(k+d)和排气侧控 制单元7a的控制循环周期ΔT(固定周期)相乘的乘积累加起来。亦即可 调模式控制器27就将由现时控制循环中算出的σ(k+d)的值和周期ΔT 相乘的乘积和前一控制循环中所确定的值总和起来，从而算出一个积分值 σ(此后亦即用“∑σ”代表)，这就是方程(27)中∑(σ·ΔT)的计算 结果。
在本实施例中，可适配模式控制器27保持积分值∑σ在预定的可允许 范围内。如果积分值∑σ超过允许范围的上限或下限，那末可适配模式控 制器27要强制地限定积分值∑σ到允许限定范围的上限或下限。这是因为 如果积分值∑σ太大，那末按方程(27)确定的适配控制规律Uadp将会超 量；把O2传感器6输出VO2/OUT转换到目标值VO2/TARGET过程 的稳定性将会受损。    
然后，适配模式控制器27可分别按方程(24)、(26)、(27)，计算下 列数据：等效控制输出Ueq，有效控制规律输入Urch和适配控制规律输 入Uadp，其中采用了通过预测器26(在步骤7中)确定的现在和过去的 预测的差分输出VO2的时序数据VO2(k+d)，VO2(k+d-1)；开关函 数σ的σ(k+d)值和它的由上述所确定的积分值∑σ；在步骤6中确定的 增益系数a1，a2，b1，(基本上是增益系数a1(k)，a2(k)，b1(k))。
然后可适配模式控制器27把等效控制输入Ueq、有效控制规律输入 Urch、适配控制规律输入Uadp相加而计算出SLD操控输入Usl，亦即计 算出一个加到客体排气系统E的输入(＝目标差分空燃比kcmd)以便将 O2传感器6的输出信号VO2/OUT收敛到目标值VO2/TARGET上。
在SLD操控输入Usl被计算出以后，排气侧控制单元7a确定由可调 模式控制器27实现的适配调整模式控制过程的稳定性，和基于适配可调 整模式控制过程，对O2传感器6输出VO2/OUT控制状态(此后称之为 “SLD为控制状态”)的能力，并且也设定了一个SLD为控制状态是否稳 定的标志值f/sld/stb(步骤9)。
图15详细说明了步骤9中子程序的确定。
如图15所示，排气侧控制单元7a计算了在步骤8中已算出的开关函 数σ的现时值σ(k+d)和它的前一个值σ(k+d-1)之间的差分Δσ，(它 与开关函数σ的变化速率相应)(步骤9-1)。
然后，排气侧控制单元7a决定差值Δσ和现时值σ(k+d)的乘积Δ σ·σ(k+d)是否等于或小于预定值ε(≥0)(此乘积相应与有关的σ的 Lyahunou函数σbar2/2的时间—差分函数)(步骤9-2)。
乘积Δσ·σ(k+d)(此后称为“稳定性测定参数Pstb”)将在下面 描述。如果稳定性测定参数大于0(Pstb＞0)，则开关函数σ基本上偏离“0”。 如果稳定性测定参数Pstb等于或小于0(Pstb≤0)，那末开关函数σ基本 上已收敛或正在收敛至“0”。通常，按可调模式控制过程，为了将已控制 变量收敛至其目标值，开关函数的数值必须稳定地收敛至“0”。
因此，基本上，确定SLD的已控状态是稳定还是不稳定就取决于稳 定性测定参数Pstb值等于或小于0。
然而，如果SLD已控状态稳定性是可以通过将稳定性测定参数值Pstb 与“0”作比较的方式来确定，但是，即使在开关函数σ值中有一点噪声， 也会影响确定结果。因此按照本发明，与稳定性测定参数相比较(在步骤 9-2中)的预定值ε是一个比“0”稍大的一个正值。
在步骤9-2中，如Pstb＞ε，则SLD已控制状态被判断为不稳定，因 此时间计算器tm(倒计算计时器)被设至预测初始值TM(时间计算器tm 被启动)以便用步骤8已计算的SLD操控输入Usl，来表露目标空燃比 KCMD的确定(步骤9-4)。此后标志值f/sld/stb被预设至“0”(在 步骤9-5中)。然后控制器回归至主程序(图12)。
如果在步骤9-2中Pstb≤ε，那末排气侧控制单元7a就决定了开关 函数σ的现时值σ(k+d)是否落入预定范围中(步骤9-3)。
如果开关函数Δσ的σ(k+d)现时值并不落入预定范围，则因为现 时值σ(k+d)远离“0”，所以SLD已控状态被认为是不稳定的。因此， 如果开关函数的现时值σ(k+d)不落在步骤9-3的预定范围，那末控制 状态SLD判断为不稳定，则步骤9-4到9-5的处理就是执行时间计数 器tm的启动和设定标志值f/sld/stb为“0”。
在本实施例中，由于开关函数σ被限定(在步骤8中)在可允许的范 围内，因此在步骤9-3中的处理决定可以省略。
如果开关函数σ的现时值σ(k+d)落在步骤9-3的预定范围内，那 末排气侧控制单元7a可以将时间计数器tm进行倒计时到预定时间Δtm 步骤9-6排气侧控制单元7a再来决定时间计数器tm值是否等于或小于 “0”，亦即，与初始值TM相应的时间是否从时间计数器tm启动后已经消 逝(步骤9-7)。
如果tm＞0，即，如果时间计数器tm仍然正在测量时间，并且它所设 定的时间尚未消逝，那末因为在步骤9-2或步骤9-3中，由SLD已控 状态被判断为不稳定之后实际时间并未走完，所以SLD控制状态会倾向 于变成不稳定。因此，如果步骤9-7中tm＞0，那末标志值f/sld/stb被 设定为“0”(步骤9-5)。
如果tm≤0(在步骤9-7中)，即时间计数器tm的设定时间已消逝， 则SLD控制状态判断为不稳定，则标志值f/sld/stb设定为“1”，(步骤 9-8)。
在上述的处理中，SLD控制状态被判定为不稳定，则标志值f/sld/ stb设定为“0”。而如果SLD控制状态被判定为稳定，则标志值f/sld/stb 设定为“1”。
在本实施例中，确定SLD控制状态的稳定性的上述过程仅仅作为一 个说明的例子而已。SLD控制状态稳定性可以用任何其它各种过程来确 定。例如：在每一个给出的比一个控制循环长的周期中，计算出该周期中 稳定性确定参数Pstb大于预定值ε时相应的步骤。如果该频率超过预定值， 则SLD已控状态判断为不稳定。相反时，SLD已控状态判断为稳定。
再回到图12，在指示SLD已控状态稳定性标志值f/sld/stb被设定 后，排气侧控制单元7a确定标志值f/sld/stb(步骤10)。如果标志值f /sld/stb为“1”，亦即如果SLD已控状态判断为稳定，则可调整模式控 制器27限制在步骤8中已算出的SLD操控输入Usl(步骤11)。就是， 可调整模式控制器27确定在步骤8中已算出的SLD操控输入Usl的现时 值是否落入预定的允许范围内。如果SLD操控输入Usl操控输入Usl的现 时值超出可允许范围限定值的上限或下限，那末可调控模式控制器27强 制性地限定SLD扣控输入Usl的现时值Usl(k)至少允许范围的上限或 下限。
在步骤11中限定的SLD操控输入Usl(＝目标差分空燃比kcmd)以 时序方式被存入存储器中(未画出)并将用于预测器26的过程操作中。
然后，排气侧主程序13的变坏评估装置完成催化转换器13(以后描 述)的变坏状态的评估过程(步骤12)。可调模式控制器27将基准值FIAF /BASE加到步骤11中限定的SLD操控输入Usl中，从而计算出目标空 燃比KCMD(步骤14)。在现时控制循环中，此过程到此为止。
如果在步骤10中f/sld/stb＝0，亦即如果SLD可控状态判断为不 稳定，则排气侧控制单元7a强制地将目前控制循环中的SLD操控输入Usl 设定至预定值(此预定值可以是固定值SLD操控输入Usl的前一个值)(步 骤13)。按方程(28)，排气侧控制单元7a计算出目标空燃比KCMD(步 骤14)。这样，目前控制环中的过程就结束了。
在步骤14中，最终确定的目标空燃比KCMD以时序方式按每一控制 循环存储在存储器(未画出)中。当通用反馈控制器15采用由排气侧控 制单元7a来确定的目标空燃比KCMD时(见步骤f，图10)，则选择目 标空燃比KCMD的最后一个储存的时序数据。
评估催化转换器3状态变坏的方法(步骤12)可参见图16而叙述如 下：
变坏状态评估装置13b根据方程(15)计算出变坏评估线性函数σ的 值VO2(k)，VO2(k-1)，方程(15)中的O2传感器6的差分输出的时 序数据VO2(k)，VO2(k-1)(亦即，差分输出VO2的现在值VO2(k) 和前一控制循环的过往值VO2(k-1))是由步骤3中计算而得见图12(步 骤12-1)。
用于计算变坏评估线性函数σ值的系数S1，S2的值是和由可调模式 控制器27来确定开关函数σ值时所采用的系数S1，S2的值相同的。
然后，变坏状态评估装置13b确定标志值F/DONE(步骤12-2)。 当标志值F/DONE＝1时，表示内燃机1在当前运行期间已完成对催化 转换器3变坏状态的评估；当标志值F/DONE＝0时，表示内燃机1在 当前运行期间并未完成对催化转换器3变坏状态的评估。当内燃机1开始 运行时，标志值F/DONE的初始值是“0”。
如果F/DONE＝0，即如果催化转换器3的变坏状态的评估未完成， 则变坏状态评估装置13b即完成一个确定排气量(即通过排气管2的排气 流率)状态改变的处理(步骤12-3)。就是变坏状态评估装置13b确定 排气量是否保持在一个常量即在巡行状态，并设定标志值F/CRS。当标 志值F/CRS＝1时，表示排气量是处在巡行状态，和当标志值F/CRS＝ 0时，表示排气量不在巡行状态。确定排气量状态改变的过程是在1秒的 周期内完成的，(此后即称为“排气量变化确定周期”)这要比排气侧控制 单元7a的控制循环的周期(30-100毫秒)更长一些，详见图17。
如图13所示，变坏状态评估装置13b从内燃机1的当前转速NE和 吸气压PB的输出数据中依据方程(43)算出当前排气量的预测值ABSV (此后即称为“预测排气量”)(步骤12-3-1)：方程(42)如下：
ABSV＝NE/1500·PB·SVPRA                   (42)
在本实施例中，将内燃机1的转速处在1500转/分时的排气量用作 基准值。因此在上述方程(42)中转速NE的检测值就除以1500。在方程 (42)中SVPRA就代表一个由内燃机1的汽缸排量所决定的预定常数。
排气量也可以由内燃机1的燃料供应量和吸气量或者也可以直接由流 量传感器中预测出来，而不采用上述的预测排气量。
然后，变坏状态评估装置13b在每个排气量改变确定周期中由步骤12 -3-1算出的预测排气量上再作用一个预定的过滤处理从而确定排气量 的变化参数SVMA它代表了排气量的变化状态(步骤12-3-2)。
上述过滤处理是由下列方程(43)表达：
SVMA＝(ABSV(n)-ABSV(n-1)
    +ABSV(n-2)-ABSV(n-3))
    +ABSV(n-4)-ABSV(n-5))
                                           (43)
即，排气量变化参数SVMA是在几个排气量变化确定周期(在本实 施例中是三个排气量变化确定周期)中预测排气量ABSV变化过程中确定 其平均值而计算出来的。在方程(32)中，n代表排气量变化确定周期的 循环周期序数。
如此计算所得的排气量变化SVMA代表了预测排气量ABSV中的变 化率，因此，当排气量变化参数SVMA的值愈接近于“0”时，预测排气 量ABSV的时间相关变化就愈小，即，预测排气量ABSV就是一个常数 了。
然后，变坏状态评估装置13b将排气量变化参数SVMA的平方，即 SVMA2值，和预定值δ作比较(步骤12-3-3)。预定值δ是一个接近于“0” 的正值。
如果SVMA2≥δ，如果当前排气量有较大的变化，则变坏状态评估装 置13b将时间计数器(倒计数计时器)的值TMCRSJUD设定在预定的起 始值X/TMCRSJST上(步骤12-3-4)。当排气量不在巡行状态时，即， 排气量不保持在不变的状态时，变坏状态评估装置13b将标志值F/CRS 设定为“0”。(步骤12-3-5)，则此后控制回到主程序图16中去。
如果SVMA2＜δ(步骤12-3-3中)，即，如现行的排气量变化很小， 则变坏状态评估装置13b在每个排气量变化确定周期中只要现行排气量一 直是变化得很小就使时间计数器TMCRSJUD向预定值方向倒计数(步骤 12-3-6)。然后变坏状态评估装置13b确定时间计数器TMCRSJUD的 值是否趋于“0”或者更小，即时间计数器的设定时间是否已经过去(步 骤12-3-7)。
如果TMCRSJUD≤0，即，设定的时间计数器时间已经过去，则变坏 状态评估装置13b确定排气量是处在巡行状态，并保持时间计数器的值 TMCRSJUD＝0(步骤12-3-18)。然后，变坏状态评估装置13b设定标 志值F/CRS＝0(步骤12-3-9)，此后控制即回到图16中的主程序中。
如果TMCRSJUD＞0(在步骤12-3-12中)即，如时间计数器的设 定时间尚未消逝。则变坏状态评估装置13b即将标志值F/CRS设定为“0” (步骤12-3-5)，此后控制即回归到图16所示的主程序中。
上述的处理顺序(参见图17)代表了图16中步骤12-3中的过程。 根据步骤12-3中的过程如果排气量变化参数SVMA的平方值 SVMA2＜δ，即相应于时间计数器TMCRSJUD的初始值X/TMCRSJST 而言排气量变化得到很小并持续一段时间，例如，10到15秒，则变坏状 态评估装置13b确定排气量是处在巡行状态，则设定标志值F/CRS＝1。 反之，变坏状态评估装置13b则确定排气量不处在巡行状态，则设定标志 值F/CRS＝0。
图12-3中的处理过程应该是在适当承认排气量维持在常数的情况下 才进行的。在一个排气量变化确定周期中的排气侧控制单元7a的每个控 制循环中，标志值F/CRS就保持在常数值上。
参见图16变坏状态评估装置13b完成一计算变坏评估参数LSσ2的过 程(步骤12-4)。该计算变坏评估参数LSσ2的过程可以参数图18在下 面加以叙述。
变坏状态评估装置13b确定是否计算变坏评估参数LSσ2的某些条件 已经得到满足(步骤12-4-1)。这些条件包括在步骤12-3中设定的标 志值F/CRS和由发动机侧控制单元7b在图10中的步骤d所设定的标志 值f/prism/on。
如果F/CRS＝1，即，如果排气量是处在巡行状态中，则变坏状态 评估装置13b确定计算变坏评估参数LSσ2的条件(此后称为“变坏评估 条件”)没有得到满足。于是，没有计算变坏评估参数LSσ2，控制回到主 程序图16中。
当排气量是处在巡行状态中时，即，当排气量维持常数时，变坏评估 参数LSσ2因下列因素而不作计算：在巡行状态时，O2传感器6的输出VO2 /OUT几乎稳定地保持在目标值VO2/TARGET上，因此变坏评估线性 函数σ的值往往是很少变化，即使催化转换器3正在变坏也不变。因此在 巡行状态下变坏评估线性函数σ的值没有随催化转换器3状态变坏而发展 的趋向，如上已叙述参见图7，在本实施例中，因此，变坏评估参数LSσ2 在巡行状态时即不予计算。
如果f/prism/on＝0(步骤12-4-1)，即，如果内燃机1的工作 状态不是处在运行模式状态，其中内燃机1的燃料供应控制是取决于由排 气侧控制单元7b的可调模式控制器27所确定的目标空燃比CKMD，则 变坏状态评估装置13b也确定出变坏评估条件没有得到满足，不计算变坏 评估参数LSσ2，控制即回归到主程序图16中。这是因为要用变坏评估参 数LSσ2来适当评估催化转换器3的变坏状态，最好是利用O2传感器6的 差分输出VO2的数据来确定变坏评估参数LSσ2，而该差分输出的取得只 有在内燃机的空燃比正接受由可调模式控制器27依据适配可调模式控制 方法所产生出的目标空燃比KCMD的控制之中时才有可能。
在步骤12-4-1中，变坏状态评估装置13b也确定出装有内燃机1 的车辆速度是否在预定范围之内，是否内燃机1启动之后已经又过了一段 时间了，和是否催化转换器已经工作了。如果上述这些条件未得到满足， 则变坏状态评估装置13b即确定变坏评估条件未满足。于是，不计算变坏 评估参数LSσ2，控制回归到如图16所示的主程序。
如果变坏评估条件在步骤12-4-1中得到满足(此时，F/CRS＝0， f/prism/on＝1)，则变坏状态评估装置13b即计算由排气侧控制单元7b 的在各个控制循环中在步骤12-1中如图16所示确定出的变坏评估线性 函数σ的平方值σ2(步骤12-4-1)。
变坏状态评估装置1 3b就从σ2值的现时值σ2(k)，变坏评估参数LSσ2 的现时值LSσ2(k-1)，和由方程(30)表示的递归方程所确定的增益参 数BP的现时值BP(k-1)中根据方程(29)求出新的变坏评估参数LSσ2 (k)(步骤12-4-3)。
将增益参数值BP按方程(30)校正之后(步骤12-4-4)，变坏状 态评估装置13b就用“1”作为增量，用以计算变坏评估参数LSσ2和增益 参数BP校正次数的计数器CBIP的值，这个数字和用来确定变坏评估参 数LSσ2的变坏评估线性函数σ的值是一致(步骤12-4-5)。然后控制回 归到主程序图16中。
变坏评估参数LSσ2值和增益参数BP分别经步骤12-4-3和12-4 -4确定之后被存储在非易性存储器如EEPROM等(未画出)中，即使 内燃机1停机，这些数据也不会丢失，当内燃机1下次再启动运动时，存 储的变坏评估参数LSσ2和增益参数BP就被作为其初始值而被利用。当内 燃机1是第一次运行时变坏评估参数LSσ2和增益参数BP的初始值就分 别是“0”和“1”。当内燃机1启动时的计算数CBIP的初始值是“0”。
在图16中，如上述计算了(校正了)变坏评估参数LSσ2值之后，变 坏状态评估装置13b即依据变坏评估参数LSσ2对催化转换器的变坏状态 作出评估(步骤12-5)，评估催化器3变坏状态的过程即可参见图19而 描述如下。
变坏状态评估装置13b确定增益参数BP的现时值BP(k)和其先前 值BP(k-1)是否相等，即，增益参数BP是否已经收敛(步骤12-5- 1)，并且再确定计数器CBIP的值是否和预定值CBICAT相等或更大一些， 用以确定变坏评估参数LSσ2的变坏评估性线函数σ值的次数是否已达到预 定值CBICAT(步骤12-5-2)。
在本实施例中，如果变坏评估参数LSσ2和增益参数BP的数据未予 保持，即如果这些值都预置在“0”时，如内燃机1是第一次启动，或内 燃机启动前车中电池暂时取走时，则用以和计数器CBIP的值作比较(步 骤12-5-2)的预定值就设定成一个比变坏评估参数LSσ2和增益参数BP 的数据假定已被保持的数据更大一些的数据上。
如果步骤12-5-1和12-5-2的条件都得不到满足则在现时控制循 环中的变坏评估参数LSσ2(由步骤12-4所确定)就被认为是不足以收 敛到变坏评估线性函数σ的平方值σ2的中心值上，因此，步骤12-5即终 止而不对催化转换器3的变坏状态按变坏评估参数LSσ2进行评估。
如果步骤12-5-1和12-5-2的条件中的任一个得到满足，则因为 现时控制循环中的变坏评估参数LSσ2(由步骤12-4中已确定)是代表 了变坏评估线性函数σ的平方值σ2的中心值，变坏状态评估装置13b即将 变坏评估参数LSσ2和阈值CATAGELMT作比较，如图8中所示(步骤12 -5-3)。
如果LSσ2≥CATAGELMT，则变坏状态评估装置13b确定催化转换 器3的变坏状态是处在它必须立即或即将更换的“持续变坏状态”之中。 变坏状态评估装置13b控制变坏指示器29以指示催化转换器3的变坏状 态(步骤12-5-4)。当将标志值F/DONE设定为“1”，之后，就完成 了对催化转换器3变坏状态的指示了(步骤12-5-5)。步骤12-5的过 程即到此为止。
如果LSσ2＜CATAGELMT(步骤12-5-3)中，因为催化转换器是 处在“非变坏状态”之中，变坏状态评估装置13b就不控制变坏指示器29， 但设定标志值F/DONE为“1”(步骤12-5-5)。步骤12-5的过程即 终止。
上述的处理方法代表了变坏状态评估装置13b在步骤12(见图12) 中所实现的过程。
在上述实施例的设备中，排气侧主处理器13中的目标空燃比计算装 置13a根据适配可调模式控制方法顺次地确定内燃机1的目标空燃比，即 进入催化转换器3的排气的空燃比的目标值，以便将催化转换器3下游的 O2传感器6的输出VO2/OUT收敛(设定)到目标值VO2/TARGET上。 目标空燃比计算装置13a调整喷入内燃机1的燃料量以便将LAF传感器5 的输出KACT收敛到目标空燃比KCMD上，从而将内燃机1的空燃比反 馈控制到目标空燃比KCMD上，在此情况下，O2传感器6的输出信号VO2 /OUT即转为目标值VO2/TARGET，而催化转换器3就能不因其本身 的老化而维持其最佳的排气净化性能。
与上述的内燃机1空燃比控制相一致的是，排气侧主处理器13的变 坏状态评估装置13b顺次地从O2传感器6的差分输出VO2的时序数据中 确定一变坏评估线性函数σ，变坏状态评估装置13b根据连续统计处理算 法(本实施例中是加权最小二乘法)算出的变坏评估线性函数σ的中心值 (本实施例中是最小二乘方的中心值)作为变坏评估参数LSσ2。变坏状 态评估装置13b再将变坏评估参数LSσ2和一预定阈值CATAGELMT作比 较，以评估催化转换器3的变坏状态。
这样，就有可能在维持催化转换器3的最佳净化性能的同时来评估催 化转换器的变坏状态。因为变坏评估参数LSσ2是变坏评估线性函数σ的平 方σ2值的中心值，它是和催化转换器3的变坏状态密切相关的，所以以变 坏评估参数LSσ2为基础来评估催化转换器的变坏状态是非常合适的。
在本实施例中，当排气量维持在常量，即，在巡行状态时，排气量的 变化很小，变坏评估线性函数σ值几乎不变，变坏评估参数LSσ2就不作计 算。在别的状态时，变坏评估参数LSσ2即被算出以便评估催化转换器3 的变坏状态。因此用变坏评估参数LSσ2来表示催化转换器3的变坏状态 是非常可靠的，可以使催化转换器3变坏状态的评估十分精确。
可调模式控制器27计算一目标空燃比KCMD以收敛由预测器26确 定的O2传感器6输出的预测差分输出VO2到“0”，从而将O2传感器6 的输出VO2/OUT收敛到目标值VO2/TARGET。这样就可能补偿由内 燃机1和发动机侧控制单元7b所造成的由客体排气系统E的空载时间d1 带来的效应和空燃比操控系统的空载时间d2所带来的效应，并且增加了 将O2传感器6的输出VO2/OUT收敛到目标值VO2/TARGET的控制 过程的稳定性。排气系统模型的参数增益系数a1，a2，b1会在可调模式 控制器27和预测器26的处理过程中被利用，它们是由认定器25顺序被 认定，所以在收敛O2传感器6的输出VO2/OUT收敛到目标值VO2/ TARGET的控制过程中客体排气系统E的任何性能变化效应都将保持在 最小值上。因此，将O2传感器6的输出VO2/OUT收敛到目标值VO2 /TARGET的控制过程就可以非常稳定地完成。
因此，根据本实施例的设备，催化转换器3就可在它所要求的净化性 能得以可靠维持的同时，进行它的状态变坏的可靠的评估。
本发明并不只受上述的第一实施例的限制，而还可以有下列变型：
在第一实施例中，变坏评估线性函数σ的最小平方σ2的中心值是被用 作变坏评估参数LSσ2。但是，也可以用变坏评估线性函数的绝对值的最 小平方的中心值作为变坏评估参数。依此变型，在图16中的步骤12-4 中就用变坏评估线性函数的绝对值来代替变坏评估线性函数σ的最小平方 σ2，并且方程(29)中的“σ2”也用所确定的绝对值来代替以得到变坏评 估参数，它表示出和变坏评估参数LSσ2相对于催化转换器3变坏状态之 间相同的趋势。将所确定的变坏评估参数和预定值作比较，可以和第一实 施例中的情况一样地对催化转换器的状态变坏作出评估。
不用变坏评估线性函数σ的平方σ2或绝对值的最小平方的中心值，也 可以用平方σ2或绝对值的平均值的中心值来作为变坏评估参数。另外，变 坏评估线性函数σ的值的方差(标准偏差的平方)，或者更精确些是“0” 和变坏评估线性函数σ的值的平方σ2之间的偏差，或者是标准偏差都可以 作为变坏评估参数。如此确定的变坏评估参数都和变坏评估参数LSσ2相 对于催化转换器3的变坏状态具有相同的趋势。因此采用所确定的变坏评 估参数和预定值作比较。就可以评估催化转换器3的变坏状态。
在第一实施例中，变坏评估线性函数σ是由方程(15)来确定的，而 方程(15)中的变量组分是由O2传感器6的两个差分输出VO2的时序数 据来代表。但是变坏评估线性函数可以由更多的差分输出的时序数据组成 变量的线性函数来定义。根据这种变型，可调模式控制方法的开关函数最 好也可以由一个用预测差分输出VO2的时序数据代替差分输出VO2的时 序数据作变量的变坏评估线性函数来定义。
变坏评估线性函数也可以用类似于方程(15)的一个方程，其中的差 分输出VO2(k)，VO2(k-1)用O2传感器6的输出VO2/OUT(k)， VO2/OUT(k-1)来代替的方程来替代。根据这种变型、变坏评估线性 函数的中心值则可用“(S1+S2)·VO2/TARGET”来代表。如果代表变 坏评估线性函数值相对于(S1+S2)·VO2/TARGET中心值而变化的程 序的一个参数，例如中心值(S1+S2)·VO2/TARGET和变坏评估线性 函数的差分平方，或者是绝对值的最小平方的中心值被确定为变坏评估参 数的话，则催化转换器3的变坏状态就可以如同第一实施例的情况一样地 加以评估。
此外，线性函数中的变量组分是由方程(6)中开关函数σ的时序数据 来表示，亦即由O2传感器6的预测差分输出VO2的时序数据所表示的线 性函数即可被采用为变坏评估线性函数。为了增加对利用方程(15)中变 坏评估线性函数σ取得评估结果的可靠性，在该方程(15)中采用O2传感 器6的实际并分输出VO2作为变量组分，要比利用开关函数σ，并在其中 用O2传感器6的经过总的空载时间d的并分输出VO2预测值即预测并分 输出VO2作为变量组分更好一些，因为变坏评估线性函数σ能更好地反映 出催化转换器3的真实状态。
在第一实施例中，变坏评估线性函数σ的平方值σ2被用来评估催化转 换器3的变坏状态，但是，也可以采用线性函数σ的值和它的变化率的乘 积来评估催化转换器3的变坏状态，这个乘积是代表了步骤9中用于确定 SLD控制状态稳定性的稳定性确定参数Ps+b。在这个变型中，如果这个 乘积的方差(标准偏差的平方)，(或者更一般地说是一个代表该乘积值对 之而变化的变化程度的值)被确定为变坏评估参数，则催化转换器变坏状 态的评估即可按如此确定的变坏评估参数来进行。
在第一实施例中，催化转换器3的变坏状态是当有两个状态，即持续 变坏状态和非变坏状态的情况下来评估的。但是，如果用于和变坏评估参 数LSσ2作比较的阈值增加而有几个时，则被评估的催化转换器3的变坏 状态就会有三个或更多的状态。此时，就要根据三个或更多个变坏状态来 作出不同的评估。
在第一实施例中，可调模式控制过程的算法是构建在一个以离散时间 系统方式表达的排气系统模型之上。但是，可调模式控制过程的算法也可 以构建在一个以连续时间系统方式表达的排气系统模型之上。在这个变型 中，用作可调模式控制过程的开关函数可以用一个其变量组成例如由O2传感器6的差分输出VO2及其变化率表示的线性函数来表达。
在第一实施例中，适配可调模式控制过程是用来计算目标空燃比 KCMD的。但是，可调控制模式控制过程也可以不采用适配控制规律。 在这种改型中，目标空燃比KCMD也可以采用类似于方程(28)的方程， 但是方程中取消了适配控制规律输入Uadp这一项。
在第一实施例中，总的空载时间d的效应是由预测器26在计算目标 空燃比KCMD时作出补偿的。如果空燃比操控系统的空载时间很小可以 忽略的话，就只要补偿客体排气系统E的空载时间d1就可以了。在这种 变型中，预测器26顺次地在每个控制循环中根据方程(44)来确定O2传 感器6的差分输出VO2的空载时间d1之后的预测值VO2(k+d1)，该 方程(44)是相似于方程(12)，但是其中“kcmd”和“d”由“kact”和 “d1”来代替：方程(44)见下： $\overline{\mathrm{VO}2}(k+d1)=\alpha 1·\mathrm{VO}2\left(k\right)+\alpha 2·\mathrm{VO}2(k-1)+\underset{j=1}{\overset{d_1}{\Sigma }}\mathrm{\beta j}·\mathrm{kact}(k-j)----\left(44\right)$ 其中α1是Ad1第一行第一列的元，
α2是Ad1第一行第二的元，
βj是Aj-1·B第一行的元， $A=\left[\begin{array}{cc}a1& a2\\ 1& 0\end{array}\right]$ $B=\left[\begin{array}{c}b1\\ 0\end{array}\right]$
在这个变型中，可调模式控制器27在每个控制循环中根据与方程 (24)-(27)相类似的方程来确定等效控制输入Ueq，有效控制规律输 入Urch和适配规律输入Uadp，只是这些方程中的“d”被“d1”所替代， 并且加上等效控制输入Ueq，有效控制规律输入Urch，和适配控制规律输 入Uadp以确定目标差分空燃比kcmd依次再确定已由客体排气系统E的 空载时间d1效应补偿了的目标空燃比KCMD。
在这种变型中，认定器25，变坏状态评估装置13b和发动机侧控制 单元7b的处理方式和第一实施例中的处理方式是完全一样的。
如果客体排气系统E的空载时间d1和空燃比操控系统的空载时间d1 同样是很小而可以忽略的话，则预测器26即可省略，在这种变型中，可 调模式控制器27和认定器25的运算处理时即可按d＝d1＝0的条件来完 成。
在第一实施例中，是使用认定器25的，但是排气系统模型中的增益 系数a1，a2，b1可以采用预定的固定值，或者可以从内燃机1的转速和 吸气压中用图来设定到适当的数值上。
在第一实施例中，采用在催化转换器3下游的排气传感器是O2传感 器6。但是，为了维持催化转换器3所要求的净化性能，任何其他各种传 感器只要它们能够检测催化转换器下游排气中某种所要控制的组分的浓度 的话都可以被采用。例如，如果要控制催化转换器3下游排气中的一氧化 碳(CO)就可采用CO传感器；如果要控制催化转换器3下游排气中中 的氮氧化物，就可以采用NOx传感器；如果要控制排气中的碳氧化合物 (HC)时，则采用HC传感器。如果采用三路催化转换器，则不必考虑 上述气体组分中的哪一种浓度被检测，就可以控制它的净化性能达到最小 值。如果采用一个还原的催化转换器或一个氧化的催化转换器，则其净化 性能即能用直接检测其所净化的气体组分而提高。
在第一实施例中，可调模式控制方法是作为将O2传感器6的输出VO2 /OUT收敛到目标值VO2/TARGET的反馈控制方法而被采用的。但是， 也可以采用另外一种在将O2传感器6的输出VO2/OUT收敛到目标值 VO2/TARGET的同时评估催化转换器3变坏状态的反馈控制方法。本发 明的第二实施例就是这样一种方案，它可参见图20到22而描述如下。
第二实施例与第一实施例的不同之外仅仅在于排气侧控制器单元7a 的功能结构和处理第二实施例中和第一实施例相同的那些结构部件和处理 过程将采用与之相同的示意图和相同的字母标号，下面不再赘述。
图20表示第二实施例功能结构的方框图。如同第一实施例一样，第 二实施例的发动机侧控制单元7a也在几个给定的控制循环中完成一个顺 次地产生目标空燃比KCMD(即一个由LAF传感器5检测出的空燃比目 标值)以便由在催化转换器3下游处的O2传感器6的输出VO2/OUT收 敛到目标值VO2/TARGET的过程(图1)，和一个评估催化转换器的变 坏状态的过程。发动机侧控制单元7a的控制循环数是同第一实施例一样 的一个固定周期。    
为了完成上述过程，发动机测控制单元7a具有一个减法器12用于顺 次地计算O2传感器6的输出VO2/OUT收敛到目标值VO2/TARGET 之间的差(VO2/OUT-VO2/TARGET)，即，差分输出VO2，和变坏 状态评估装置13b用于利用差分输出VO2的时序数据和控制变坏指示器 29以评估催化转换器3的变坏状态，如同第一实施例中一样。发动机侧 控制单元7a也有一个目标空燃比计算装置30作为一个空燃比操控变量确 定装置用于按PID(比例积分微分)控制方法即反馈控制方法将从差分输 出VO2数据中计算出目标空燃比KCMD。
减法器12和变坏状态评估装置13b是和第一实施例中相同。在第二 实施例中，变坏状态评估装置13b的处理过程(见步骤12-1，图16)中 所需要的变坏状态线性函数σ的系数S1，S2的值可以和第一实施例中的 相同。当内燃机的空燃比根据用目标空燃比计算装置30(此后将叙述) 计算出的目标空燃比而被控制时，促使变坏评估线性函数σ的值能够确切 表示出相对于催化转换器3的变坏状态的变坏趋势(如图3到图7)的系 数S1，S2的值是可以通过实验等方法来建立起来。
目标空燃比计算装置30包括一个PID控制器31用于按PID控制方 法(此后将叙述)顺次地产生一个空燃比被控变量Upid以便将O2传感器 6的差分输出VO2收敛到“0”，和一个加法器32用于将预定的空燃比基 准值KBS加到空燃比被控变量Upid上从而计算出目标空燃比KCMD。
空燃比被控变量Upid就意味着是一个目标空燃比相对于空燃比基准 值KBS的校正量，并相当于第一实施例中的SLD操控输入Usl(即目标 差分空燃比kcmd)。空燃比基准值KBS加上空燃比被控变量Upid之后即 是一个目标空燃比KCMD的中心空燃比并相当于第一实施例中的基准值 FLAF/BASE。在本实施例中，空燃比基准值KBS是一个非常接近于由 内燃机1的转速NE和吸气在PB的检出值所确定的理想配比的空燃比值。
上述排气侧控制单元7a，之外的部件即发动机侧控制单元7b的方案 和内燃机排气系统的方案都是和第一实施例中的空气相同。
包括有目标空燃比计算装置30在内的第二方案的设备的整个运行处 理的细节就如下进行叙述。  
由发动机侧控制单元7b所完成的过程是和第一实施例中的过程一样 的，其处理程序见图10和图11，即调整内燃机1燃料喷入量的过程是顺 次地和TDC(曲轴角周期)相同步的由发动机侧控制单元7b在其控制循 环中执行完成。但是由发动机侧控制单元7b在图10步骤f中读出的目标 空燃比KCMD是由排气侧控制单元7a中，目标空燃比计算装置30所计 算出的最后一个目标空燃比KCMD。
在本实施例中，排气侧控制单元7a在给定的与发动机侧控制单元7b 的处理同时发生的几个控制循环中执行一个如图21所示的主程序。
尤其是，排气侧控制单元7a从当前的内燃机1的转速NB和吸气压 PB中利用预定图确定空燃比的基准值KBS(步骤21)。
然后，排气侧控制单元7a确定由步骤d(见图10)中发动机侧控制 单元7b所设定的标志值f/prism/on(步骤22)。如果f/prism/on＝0 即，如果内燃机1的工作状态不处在正常运行模式中，即其中内燃机1的 空燃比是被操控而使O2传感器6的输出VO2/OUT收敛到目标值VO2 /TARGET时，则排气侧控制单元7a将目标空燃比KCMD(k)在现时 控制循环中设定到由步骤21所定的空燃比基准值KBS上(步骤30)。之 后，本控制循环的处理即到此为止。
如果f/prism/on＝1(步骤22中)，即，如果内燃机1的工作状态 处在正常运行模式时，则减法器12计算出最后一个O2传感器6的差分输 出VO2(k)(＝VO2/OUT-VO2/TARGET)(步骤23)。亦即表示了 减法器12选择出O2传感器6的输出VO2/OUT的最后一个时序数据， 它是已读入和存储在未画出的存储器中的(如图10的步骤a)，并计算出 差分输出VO2(k)。差分输出VO2(k)包括过去算出的数据(即，在前 一循环中计算出的差分输出VO2(k-1))都存储在存储器(未画出)中。
然后，排气侧控制单元7a完成目标空燃比计算装置30的处理。(步 骤24-27)。
目标空燃比计算装置30的PID控制器31从内燃机1的现时转速NE 和吸气压PB中利用预定图确定PID控制过程中各个正比项，积分项和微 分项中的增益系数KVP，VKI，和KVD，以便于使该控制用于将O2传感 器6的差分输出VO2收敛到“0”(步骤24)。
然后，PID控制器31计算方程(45)-(47)(见后)利用已在步骤 23中确定了的O2传感器6的差分输出VO2的现时值和先前值VO2(k)， VO2(k-1)和由步骤24中确定的最后的增益系数KVP，VKI，KVD， 以分别确定正比项，积分项和微分项的现时值VREFR(k)，VREFI(k)， VREFD(k)。PID控制器31再依方程(48)(见后)将正比项，积分项， 微分项的现时值VREFR(k)，VREFI(k)，VREFD(k)相加以确定一 个基本被控变量VREF作为空燃比的被控变量dsl，(步骤25)。
VREFP(k)＝VO2(k)·KVP                       (45)
VREFI(k)＝VREFI(k-1)+VO2(k)·KVI            (46)
VREFD(k)＝(VO2(k)-VO2(k-1))·KVD            (47)
VREF＝VREFP(k)+VREFI(k)+VREFD(k)            (48)
此外，PID控制器31完成一个限定处理以便限定基本被控变量VREF (步骤26)。在该限定过程中，如果步骤25中所确定的基本被控变量VREF 超过预定的上限或下限，则PID控制器31强制地限定基本被控变量到上 限或下限上。
然后，PID控制器31从已限定的基本被控变量VREF中利用图22中 的预定数据表确定空燃比的被控变量Upid。
图22中的数据表中存在这样一种基本关系即基本被控变量VREF愈 大则空燃比被控变量Upid也愈大。在基本被控变量VREF的值处在某一 范围内，例如，在图22的S范围内时，这个范围是当O2传感器6的输出 VO2/OUT收敛到接近目标值VO2/TARGET时，由PID控制器31确 定的，此时，空燃比被控变量Upid就只随着基本被控变量VREF的变化 而有很小的变化，并实际上几乎保持在“0”。这是因为在目标值VO2/ TARGET附近，由图2所示的实体曲线所示，即使空燃比有很小的变化也 使O2传感器6的输出VO2/OUT有很大变化。
在确定了空燃比被控变量Upid之后目标空燃比计算装置30的加法器 32将空燃基准值KBS加到空燃比被控变量Upid上，这就确定了现时控 制循环中的目标空燃比KCMD(k)(步骤28)。
已确定的目标空燃比KCMD即以排气侧控制单元7a的各个控制循环 中的时间序列的形式存储在存储器(未画出)中。当发动机侧控制单元7b 如图10中步骤f中读出目标空燃比KCMD时，它就选择存储器中已存入 的目标空燃比KCMD的最后的数据。
在目标空燃比计算装置30已如上所述确定了目标空燃比KCMD之 后，变坏状态评估装置13b就完成对催化转换器3的变坏状态评估处理过 程(步骤29)。由变坏状态评估装置13b所完成的对催化转换器3变坏状 态的评估(步骤29)是和第一实施例中的处理过程完全相同的。即，变 坏状态评估装置13b利用在步骤23中的每个控制循环中确定的O2传感器 6差分输出VO2的时序数据实现如上图16到19所示的处理程序。变坏 状态评估装置13b评估出催化转换器3的变坏状态是属于持续变坏状态或 者属于非变坏状态。如果是属于持续变坏状态，则该状态由变坏指示器29 指示出来。
在第二实施例的设备中，催化转换器3的变坏状态是在内燃机1的空 燃比正被操控而使催化转换器3下游O2传感器6的输出VO2/OUT收敛 到目标值VO2/TARGET的过程中评估出来的。因此，在评估催化转换 器3变坏状态的同时，保持了它的最佳净化性能。
因为催化转换器3的变坏状态的评估是和第一实施例中的状态完全相 同，所以可以用变坏评估参数LSσ2来恰当地评估催化转换器3的变坏状 态，而该参数和催化转换器3的变坏状态是密切相关的，而且也是非常可 靠的。
在本实施例中，排气侧控制单元7a是在一个固定的周期的几个循环 中完成其处理过程的。但是排气侧控制单元7a也可以和发动机侧控制单 元7b的TDC相同步来完成其处理过程，或者是在几倍于TDC的时间周 期的几个控制循环中来完成其处理过程。
变坏评估参数和依此对催化转换器3变坏状态的评估都可以如上述的 第一实施例一样以各种方式进行变化和变型。
由上述说明显而易见，根据本发明，诸如三路催化转换器那样的装在 汽车内燃机排气管中的催化转换器的变坏状态就可以自动进行适当的评 估。本发明可有效地用作评估结果的报告。