内燃机的控制装置

摘要

本发明提供了内燃机的控制装置。本发明的内燃机控制装置即使在可变进气机构的工作状态检测结果的可靠性下降的情况下，也能根据实际的吸入空气量，适当地进行空燃比控制和点火正时控制。控制空燃比和点火正时的控制装置(1)具有ECU(2)。ECU(2)计算目标空燃比KCMD(步骤22)，计算用于对空燃比进行反馈控制的空燃比校正系数KSTR(步骤2～7)，计算空燃比指标值的统计处理值KAF_LS(步骤82)，根据统计处理值KAF_LS计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp(步骤81～92)，根据校正后气门升程Liftin_comp、校正后凸轮相位Cain_comp以及空燃比校正系数KSTR决定燃料喷射量TOUT(步骤20～25)。

权利要求

1.一种内燃机的控制装置，该控制装置通过可变进气机构控制吸入到内燃机的气缸内的吸入空气量并控制提供到燃烧室内的燃料量，从而控制该燃烧室内的混合气的空燃比，其特征在于，该控制装置具有：工作状态参数检测单元，其检测表示上述可变进气机构的工作状态的工作状态参数；

空燃比参数检测单元，其检测表示在上述内燃机的排气通路内流动的排气的空燃比的空燃比参数；

目标空燃比计算单元，其计算成为上述混合气的空燃比控制目标的目标空燃比；

空燃比控制参数计算单元，其根据上述空燃比参数，计算用于把上述混合气的空燃比控制成为上述目标空燃比的空燃比控制参数；

校正单元，其根据该空燃比控制参数和上述空燃比参数中的一方，校正上述工作状态参数；以及燃料量决定单元，其根据该校正后的工作状态参数和上述空燃比控制参数，决定上述燃料量。

2.根据权利要求1所述的内燃机的控制装置，其特征在于，上述校正单元根据上述空燃比控制参数和上述空燃比参数中的一方，计算表示上述混合气的空燃比控制状态的控制状态值，对该控制状态值实施规定的逐次型统计处理来计算统计处理值，并根据该统计处理值校正上述工作状态参数。

3.根据权利要求2所述的内燃机的控制装置，其特征在于，上述校正单元在上述统计处理值处于规定范围外时，根据上述统计处理值校正上述工作状态参数，以使上述统计处理值处于该规定范围内，并在上述统计处理值处于上述规定范围内时，把上述工作状态参数的校正量保持为固定值。

4.根据权利要求1至3中的任意一项所述的内燃机的控制装置，其特征在于，该控制装置还具有：空气流量检测单元，其检测在上述内燃机的进气通路内流动的空气的流量；以及负荷参数检测单元，其检测表示上述内燃机的负荷的负荷参数；

上述燃料量决定单元在上述负荷参数处于规定的第1范围内时，根据上述校正后的工作状态参数和上述空燃比控制参数决定上述燃料量，并在上述负荷参数处于与上述规定的第1范围不同的规定的第2范围内时，根据上述空气流量和上述空燃比控制参数决定上述燃料量。

5.一种内燃机的控制装置，该控制装置通过可变进气机构控制吸入到内燃机的气缸内的吸入空气量，并控制燃烧室内的混合气的点火正时和空燃比，其特征在于，该控制装置具有：工作状态参数检测单元，其检测表示上述可变进气机构的工作状态的工作状态参数；

空燃比参数检测单元，其检测表示在上述内燃机的排气通路内流动的排气中的空燃比的空燃比参数；

目标空燃比设定单元，其设定成为上述混合气的空燃比控制目标的目标空燃比；

空燃比控制单元，其根据上述空燃比参数，把上述混合气的空燃比控制成为上述目标空燃比；

校正单元，其根据该空燃比控制单元所实现的上述混合气的空燃比控制状态和上述空燃比参数中的一方，校正上述工作状态参数；以及点火正时决定单元，其根据该校正后的工作状态参数决定上述点火正时。

6.根据权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

上述空燃比控制单元根据上述空燃比参数，计算用于把上述混合气的空燃比控制成为上述目标空燃比的空燃比控制参数；

上述校正单元根据该空燃比控制参数和上述空燃比参数中的一方，计算表示上述混合气的空燃比控制状态的控制状态值，对该控制状态值实施规定的逐次型统计处理来计算统计处理值，并根据该统计处理值校正上述工作状态参数。

7.根据权利要求5或6所述的内燃机的控制装置，其特征在于，该控制装置还具有：空气流量检测单元，其检测在上述内燃机的进气通路内流动的空气流量；以及负荷参数检测单元，其检测表示上述内燃机的负荷的负荷参数；

上述点火正时决定单元在上述负荷参数处于规定的第1范围内时，根据上述校正后的工作状态参数决定上述点火正时，并在上述负荷参数处于与上述规定的第1范围不同的规定的第2范围内时，根据上述空气流量决定上述点火正时。

说明书

技术领域

本发明涉及通过可变进气机构控制吸入到气缸内的吸入空气量并控制空燃比和点火正时的内燃机控制装置。

背景技术

以往，作为通过可变进气机构控制吸入到气缸内的吸入空气量的内燃机控制装置，公知有在专利文献1中记载的控制装置。该控制装置具有：检测内燃机的进气通路内的空气流量的空气流量传感器，检测曲轴的旋转状态的曲轴角传感器，检测油门踏板开度(以下称为“油门开度”)的油门开度传感器，以及输入这些传感器的检测信号的控制器。控制器根据曲轴角传感器的检测信号计算发动机转速，并根据空气流量传感器的检测信号计算吸入空气量。并且，在内燃机中，作为可变进气机构，设置有节气门机构和可变气门升程机构，使用该节气门机构自由地改变进气通路内的空气流量，并使用可变气门升程机构自由地改变进气门的升程(以下称为“气门升程”)。
在该控制装置中，如下所述，通过控制器控制吸入空气量。首先，根据内燃机转速、油门开度以及吸入空气量等，判定内燃机处于什么样的运转负荷区域内。然后，当判定为内燃机处于包含怠速运转区域在内的低转速低负荷区域内时，通过可变气门升程机构把气门升程控制成预定的低升程，并通过节气门机构把节气门开度控制成与发动机转速和油门开度对应的值。另一方面，当判定为内燃机处于从中转速中负荷区域至高转速高负荷区域内时，把节气门控制成全开状态，并把气门升程控制成与发动机转速和油门开度对应的值。
专利文献1：日本特开2003-254100号公报
在上述专利文献1的控制装置中，由于空气流量传感器的分辨率低，存在不能适当地计算吸入空气量的情况。例如，在内燃机中，有以下内燃机，即：为了减小进气通路内的流动阻力，以提高气缸的进气填充效率，把进气通路的口径设定成大的值(即大口径)。在把上述控制装置应用于这种内燃机的情况下，当内燃机处于低转速低负荷区域内时，由于进气流速成为极低的值，因而在上述控制装置中，由于空气流量传感器的分辨率低，不能适当地计算吸入空气量，吸入空气量控制的控制精度下降。结果，当根据这样的吸入空气量控制燃烧室内的混合气的空燃比时，其控制精度也下降，从而有可能导致燃料效率和排气特性的恶化。
另一方面，在内燃机的点火正时控制中，以往执行以下方法，即：作为表示内燃机的负荷的负荷参数，使用发动机转速和吸入空气量，并且使用针对这种负荷参数预先设定了点火正时映射值的点火正时映射图，而且假设在上述大口径的内燃机中也使用这种控制方法来控制点火正时。然而，如上所述，在专利文献1的控制装置中，由于在低负荷区域中，因空气流量传感器的分辨率低而不能适当地计算吸入空气量，因而点火正时控制的控制精度也降低。
作为能解决以上现有的控制装置的问题的内燃机控制装置，本申请人已提出了在日本专利申请2004-133677号中记载的控制装置.该控制装置具有：检测进气通路内的空气流量的空气流量传感器，用于检测气门升程的转动角传感器，以及用于检测对进气门进行开闭驱动的凸轮轴相对于曲轴的相位(以下称为“凸轮相位”)的凸轮角传感器和曲轴角传感器等.并且，内燃机具有大口径的进气通路、以及作为可变进气机构的可变气门升程机构和可变凸轮相位机构.在该内燃机中，使用可变气门升程机构和可变凸轮相位机构分别自由地改变气门升程和凸轮相位，结果，自由地改变吸入空气量.
在该控制装置中，作为吸入空气量，在低负荷区域内，根据气门升程和凸轮相位计算第1估计进气量，在高负荷区域内，根据空气流量计算第2估计进气量，并在低负荷区域与高负荷区域之间的负荷区域内，计算第1和第2估计进气量的加权平均值。而且，使用这样计算出的吸入空气量来执行空燃比控制和点火正时控制。由此，在由于内燃机的进气系统是大口径而使第2估计进气量的可靠性低于第1估计进气量的低负荷区域内，使用可靠性高的一方的第1估计进气量，并在发生其相反状态的高负荷区域内，使用可靠性更高的第2估计进气量，从而与专利文献1的控制装置相比，可提高空燃比控制和点火正时控制的控制精度。
然而，根据该控制装置，在转动角传感器、凸轮角传感器以及曲轴角传感器的检测信号由于温度变化等而漂移的情况下，或者在由于可变气门升程机构和可变凸轮相位机构的构成部件的磨损、污物附着以及由老化引起的游隙等而使两个可变机构的动态特性(即气门升程和凸轮相位相对于控制输入的关系)变化的情况下，各传感器的检测结果的可靠性下降，从而使第1估计进气量不能正确地表示实际的吸入空气量，具有相对于实际的吸入空气量发生偏差的可能性。在发生这种状态的情况下，在使用第1估计进气量作为吸入空气量的负荷区域内，不能适当地计算燃料量和点火正时，从而具有空燃比控制和点火正时控制的控制精度下降的可能性。具体地说，空燃比和点火正时成为不适当的值，从而具有燃烧不稳定、或者燃烧效率下降的可能性。

发明内容

本发明是为了解决上述课题而作成的，本发明的目的在于提供即使在可变进气机构的工作状态检测结果的可靠性下降的情况下，也能根据实际的吸入空气量适当地进行空燃比控制和点火正时控制的内燃机控制装置。
为了达到上述目的，根据本发明的第1方式，提供了一种内燃机的控制装置，该控制装置通过可变进气机构控制吸入到内燃机的气缸内的吸入空气量并控制提供给燃烧室内的燃料量，从而控制燃烧室内的混合气的空燃比，其特征在于，该控制装置具有：工作状态参数检测单元，其检测表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数；空燃比参数检测单元，其检测表示在内燃机的排气通路内流动的排气的空燃比的空燃比参数；目标空燃比计算单元，其计算成为混合气的空燃比控制目标的目标空燃比；空燃比控制参数计算单元，其根据空燃比参数计算用于把混合气的空燃比控制成为目标空燃比的空燃比控制参数；校正单元，其根据空燃比控制参数和空燃比参数中的一方校正工作状态参数；以及燃料量决定单元，其根据校正后的工作状态参数和空燃比控制参数决定燃料量。
根据该内燃机控制装置的构成，根据表示在内燃机的排气通路内流动的排气的空燃比的空燃比参数计算用于把混合气的空燃比控制成为目标空燃比的空燃比控制参数，根据空燃比控制参数和空燃比参数中的一方校正表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数，并根据校正后的工作状态参数和空燃比控制参数决定提供给燃烧室内的燃料量.在该情况下，由于使用可变进气机构自由地改变吸入到气缸内的吸入空气量，因而表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数相当于表示吸入到气缸内的吸入空气量的参数，因此，在空燃比控制的执行中，当工作状态参数的检测值相对于实际值发生偏差时，起因于此，混合气的实际空燃比相对于目标空燃比偏离到稀侧或浓侧.另一方面，空燃比控制参数由于被计算为用于根据空燃比参数把混合气的空燃比控制成为目标空燃比的值，即表示向稀侧或浓侧的哪一方向控制空燃比的值，因而反映上述的空燃比偏差.并且，空燃比参数由于是表示在内燃机的排气通路内流动的排气的空燃比的值，因而在混合气的空燃比被控制成为目标空燃比的情况下，仍然被检测为反映了上述的空燃比偏差的值.因此，通过根据这种空燃比控制参数或空燃比参数校正工作状态参数，可适当地校正工作状态参数的检测值与实际值之间的偏差.结果，即使在由于工作状态参数检测单元的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污物附着以及由老化引起的游隙等而使工作状态参数的检测值相对于实际值发生偏差的情况下，也能在补偿这种偏差的影响的同时，适当地决定燃料量.由此，可适当地进行空燃比控制，可使稳定的燃烧状态和良好的排气特性全都得到确保.
优选的是，校正单元根据空燃比控制参数和空燃比参数中的一方计算表示混合气的空燃比控制状态的控制状态值，对控制状态值实施预定的逐次型统计处理来计算统计处理值，并根据统计处理值校正工作状态参数。
根据该优选方式的构成，根据空燃比控制参数和空燃比参数中的一方计算表示空燃比控制中的混合气的空燃比控制状态的控制状态值，对该控制状态值实施预定的逐次型统计处理来计算统计处理值，并根据该统计处理值校正工作状态参数。一般，在空燃比控制中，当内燃机的运转状态或燃烧状态变化时，伴随于此，空燃比的控制状态在稀侧方向与浓侧方向之间振动性地变动，由此，空燃比控制参数和空燃比参数也振动性地变动，上述控制状态值也振动性地变动。因此，在使用这种控制状态值校正了工作状态参数的情况下，校正了工作状态参数后的值也振动性地变动，空燃比控制的控制精度下降，从而发生喘振和发动机转速的变动，具有运转性下降的可能性。相比之下，在该控制装置中，由于根据对控制状态值实施了预定的逐次型统计处理后的统计处理值校正工作状态参数，因而即使伴随内燃机中的运转状态或燃烧状态的变化，控制状态值振动性地变动时，也能在避免该影响的同时，适当地校正工作状态参数。结果，能以良好的控制精度控制空燃比，可确保良好的运转性。
优选的是，校正单元在统计处理值处于预定范围外时，根据统计处理值校正工作状态参数，以使统计处理值处于预定范围内，并在统计处理值处于预定范围内时，把工作状态参数的校正量保持为恒定值。
根据上述最初的优选方式的构成，由于根据校正后的工作状态参数和空燃比控制参数决定燃料量，因而具有工作状态参数的校正处理与空燃比控制处理相互干涉的可能性，在该情况下，具有空燃比控制的控制精度下降、或者排气特性恶化的可能性.相比之下，根据该控制装置，当统计处理值处于预定范围外时，根据统计处理值校正工作状态参数，以使统计处理值处于预定范围内，并当统计处理值处于预定范围内时，把工作状态参数的校正量保持为恒定值.因此，把该预定范围设定为如下的统计处理值的范围：即使通过工作状态参数的校正处理，使校正后的工作状态参数与实际值之间的偏差减小，从而把工作状态参数的校正量保持为恒定值，空燃比控制的控制精度也不会下降，从而可在避免上述2种处理的干涉的同时，精度良好地进行空燃比控制.由此，可提高空燃比控制的控制精度，可改善排气特性.
优选的是，上述控制装置还具有：空气流量检测单元，其检测在内燃机的进气通路内流动的空气流量；以及负荷参数检测单元，其检测表示内燃机的负荷的负荷参数；燃料量决定单元当负荷参数处于预定的第1范围内时，根据校正后的工作状态参数和空燃比控制参数决定燃料量，并当负荷参数处于与预定的第1范围不同的预定的第2范围内时，根据空气流量和空燃比控制参数决定燃料量。
根据该优选方式的构成，当负荷参数处于预定的第1范围内时，根据校正后的工作状态参数和空燃比控制参数决定燃料量，并当负荷参数处于与预定的第1范围不同的预定的第2范围内时，根据检测出的空气流量和空燃比控制参数决定燃料量。在该情况下，由于校正后的工作状态参数和空气流量的检测值双方都表示吸入空气量，因而把预定的第1范围设定为校正后的工作状态参数的可靠性比空气流量的检测值高的范围，并把预定的第2范围设定为空气流量的检测值的可靠性比校正后的工作状态参数高的范围，从而在双方的负荷区域内，可根据可靠性更高的表示吸入空气量的值决定燃料量，可进一步提高空燃比控制的控制精度。
为了达到上述目的，根据本发明的第2方式，提供了一种内燃机的控制装置，该控制装置通过可变进气机构控制吸入到内燃机的气缸内的吸入空气量，并控制燃烧室内的混合气的点火正时和空燃比，其特征在于，该控制装置具有：工作状态参数检测单元，其检测表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数；空燃比参数检测单元，其检测表示在内燃机的排气通路内流动的排气的空燃比的空燃比参数；目标空燃比计算单元，其计算成为混合气的空燃比控制目标的目标空燃比KCMD；空燃比控制单元，其根据空燃比参数，把混合气的空燃比控制成为目标空燃比；校正单元，其根据空燃比控制单元的混合气空燃比控制状态和空燃比参数中的一方校正工作状态参数；以及点火正时决定单元，其根据校正后的工作状态参数决定点火正时。
根据该内燃机的控制装置的构成，使用空燃比控制单元，根据表示在内燃机的排气通路内流动的排气的空燃比的空燃比参数，把混合气的空燃比控制成为目标空燃比，根据该空燃比控制单元的混合气空燃比控制状态和空燃比参数中的一方校正表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数，并根据校正后的工作状态参数决定点火正时.如上所述，由于使用可变进气机构自由地改变吸入到气缸内的吸入空气量，因而表示可变进气机构的工作状态的工作状态参数相当于表示吸入到气缸内的吸入空气量的参数，因此，在空燃比控制的执行中，当工作状态参数的检测值相对于实际值发生偏差时，起因于此，混合气的实际空燃比相对于目标空燃比偏离到稀侧或浓侧.另一方面，由于使用空燃比控制单元，根据空燃比参数把混合气的空燃比控制成为目标空燃比，因而该空燃比控制状态反映上述的空燃比偏差.并且，空燃比参数由于是表示在内燃机的排气通路内流动的排气的空燃比的值，因而在混合气的空燃比被控制成为目标空燃比的情况下，仍然被检测为反映了上述的空燃比偏差的值.因此，通过根据这种空燃比控制状态或空燃比参数校正工作状态参数，可适当地校正工作状态参数的检测值与实际值之间的偏差.结果，即使在由于工作状态参数检测单元的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污物附着以及由老化引起的游隙等而使工作状态参数的检测值相对于实际值发生偏差的情况下，也能在补偿这种偏差影响的同时，适当地决定点火正时.由此，可确保点火正时控制中的良好的控制精度，可使燃烧效率和燃料效率全都维持在良好状态.
优选的是，空燃比控制单元根据空燃比参数计算用于把混合气的空燃比控制成为目标空燃比的空燃比控制参数；校正单元根据空燃比控制参数和空燃比参数中的一方计算表示混合气的空燃比控制状态的控制状态值，对控制状态值实施预定的逐次型统计处理来计算统计处理值，并根据统计处理值校正工作状态参数。
根据该优选方式的构成，根据空燃比参数计算用于把混合气的空燃比控制成为目标空燃比的空燃比控制参数，根据空燃比控制参数和空燃比参数中的一方计算表示混合气的空燃比控制状态的控制状态值，对该控制状态值实施预定的逐次型统计处理来计算统计处理值，并根据该统计处理值校正工作状态参数。如上所述，在空燃比控制中，当内燃机的运转状态或燃烧状态变化时，伴随于此，空燃比的控制状态在稀侧与浓侧之间振动性地变动，由此，空燃比参数也振动性地变动，上述控制状态值也振动性地变动。因此，在使用这种控制状态值校正了工作状态参数的情况下，该校正值也振动性地变动，点火正时控制的控制精度下降，从而发生喘振和发动机转速的变动，具有运转性下降的可能性。相比之下，在该控制装置中，由于根据对控制状态值实施了预定的逐次型统计处理后的统计处理值校正工作状态参数，因而即使伴随内燃机中的运转状态或燃烧状态的变化，控制状态值振动性地变动时，也能在避免该影响的同时，校正工作状态参数。结果，可提高点火正时控制的控制精度，可改善运转性。
优选的是，上述控制装置还具有：空气流量检测单元，其检测在内燃机的进气通路内流动的空气流量；以及负荷参数检测单元，其检测表示内燃机的负荷的负荷参数，点火正时决定单元当负荷参数处于预定的第1范围内时，根据校正后的工作状态参数决定点火正时，并当负荷参数处于与预定的第1范围不同的预定的第2范围内时，根据空气流量决定点火正时。
根据该优选方式的构成，当负荷参数处于预定的第1范围内时，根据校正后的工作状态参数决定点火正时，并当负荷参数处于与预定的第1范围不同的预定的第2范围内时，根据检测出的空气流量决定点火正时。在该情况下，由于校正后的工作状态参数和空气流量的检测值双方都表示吸入空气量，因而把预定的第1范围设定为校正后的工作状态参数的可靠性比空气流量的检测值高的范围，并把预定的第2范围设定为空气流量的检测值的可靠性比校正后的工作状态参数高的范围，从而在双方的负荷区域内，可根据可靠性更高的表示吸入空气量的值决定点火正时，可进一步提高点火正时控制的控制精度。

附图说明

图1是示出应用了根据本发明的第1实施方式的控制装置的内燃机的概略结构的示意图。
图2是示出控制装置的概略结构的方框图。
图3是示出内燃机的可变式进气门驱动机构和排气门驱动机构的概略结构的剖面图。
图4是示出可变式进气门驱动机构的可变气门升程机构的概略结构的剖面图。
图5是示出(a)升程致动器的短臂位于最大升程位置的状态和(b)位于最小升程位置的状态的图。
图6是示出(a)可变气门升程机构的下连杆位于最大升程位置时的进气门的打开状态和(b)位于最小升程位置时的进气门的打开状态的图。
图7是分别示出可变气门升程机构的下连杆位于最大升程位置时的进气门的气门升程曲线(实线)和位于最小升程位置时的气门升程曲线(双点划线)的图。
图8是示意性示出可变凸轮相位机构的概略结构的图。
图9是分别示出通过可变凸轮相位机构把凸轮相位设定成最滞后值时的进气门4的气门升程曲线(实线)和把凸轮相位设定成最超前值时的进气门4的气门升程曲线(双点划线)的图。
图10是示出空燃比控制器的概略结构的方框图。
图11是示出在基本估计进气量Gcyl_vt_base的计算中使用的映射图的一例的图。
图12是示出在校正系数K_gcyl_vt的计算中使用的映射图的一例的图。
图13是示出在过渡系数Kg的计算中使用的表的一例的图。
图14是示出在目标空燃比KCMD的计算中使用的映射图的一例的图。
图15是示出校正后值计算部的结构的方框图。
图16是示出点火正时控制器的概略结构的方框图。
图17是示出在最大估计进气量Gcyl_max的计算中使用的表的一例的图。
图18是示出在校正系数K_gcyl_max的计算中使用的映射图的一例的图。
图19是示出Cain_comp＝Cainrt用的基本点火正时映射图的一例的图。
图20是示出Cain_comp＝Cainad用的基本点火正时映射图的一例的图。
图21是示出空燃比校正系数KSTR的计算处理的流程图。
图22是示出空燃比控制处理的流程图。
图23是示出基本燃料喷射量Tcyl_bs的计算处理的流程图。
图24是示出点火正时控制处理的流程图。
图25是示出通常点火正时控制处理的流程图。
图26是示出校正后值计算处理的流程图。
图27是示出升程校正值DLiftin_comp的计算处理的流程图。
图28是示出相位校正值Dcain_comp的计算处理的流程图。
图29是示出可变机构控制处理的流程图。
图30是示出在发动机起动中，在目标气门升程Liftin_cmd的计算中使用的表的一例的图。
图31是示出在发动机起动中，在目标凸轮相位Cain_cmd的计算中使用的表的一例的图。
图32是示出在催化剂暖机控制中，在目标气门升程Liftin_cmd的计算中使用的映射图的一例的图。
图33是示出在催化剂暖机控制中，在目标凸轮相位Cain_cmd的计算中使用的映射图的一例的图。
图34是示出在通常运转中，在目标气门升程Liftin_cmd的计算中使用的映射图的一例的图。
图35是示出在通常运转中，在目标凸轮相位Cain_cmd的计算中使用的映射图的一例的图。
图36是示出第1实施方式的控制装置的空燃比控制结果一例的时序图。
图37是示出比较例的空燃比控制结果的时序图。
图38是示出本发明的第2实施方式的控制装置的空燃比控制器的概略结构的方框图。
图39是示出第2实施方式的控制装置的点火正时控制器的概略结构的方框图。
图40是示出第2实施方式的校正后值计算部的结构的方框图。
图41是示出第2实施方式的控制装置的空燃比控制结果一例的时序图。

具体实施方式

以下，参照附图对根据本发明的第1实施方式的内燃机的控制装置进行说明。该控制装置1，如图2所示，具有ECU 2，该ECU 2如后所述，根据内燃机(以下称为“发动机”)3的运转状态，执行空燃比控制和点火正时控制等的控制处理。
如图1和图3所示，发动机3是具有4组气缸3a和活塞3b(仅示出了1组)的直列4缸汽油发动机，安装在未作图示的带有自动变速器的车辆上。发动机3具有：设置在每个气缸3a上而且分别对进气口和排气口进行开闭的进气门4和排气门7，用于驱动进气门4的进气凸轮轴5和进气凸轮6，对进气门4进行开闭驱动的可变式进气门驱动机构40，用于驱动排气门7的排气凸轮轴8和排气凸轮9，对排气门7进行开闭驱动的排气门驱动机构30，燃料喷射阀10，以及火花塞11(参照图2)等。
进气门4的气门杆4a滑动自如地嵌合在导向装置4b上，该导向装置4b固定在气缸盖3c上。而且，如图4所示，进气门4具有上下弹簧座4c、4d、以及设置在它们之间的气门弹簧4e，进气门4被该气门弹簧4e朝关闭方向施力。
并且，进气凸轮轴5和排气凸轮轴8分别通过未作图示的支架可自由转动地安装在气缸盖3c上。在该进气凸轮轴5的一端部上同轴地配置有进气链轮(未作图示)，设置成可自由旋转。该进气链轮通过未作图示的正时链条与曲轴3d连接，并通过后述的可变凸轮相位机构70与进气凸轮轴5连接。通过以上结构，曲轴3d每旋转2周，进气凸轮轴5就旋转1周。并且，针对每个气缸3a，在进气凸轮轴5上以与其一体旋转的方式设置有进气凸轮6。
而且，可变式进气门驱动机构40伴随进气凸轮轴5的旋转，对各气缸3a的进气门4进行开闭驱动，并无级地改变进气门4的升程和气门正时，关于其详情，在后面描述。另外，在本实施方式中，设“进气门4的升程(以下称为“气门升程”)”表示进气门4的最大扬程。
另一方面，排气门7的气门杆7a可自由滑动地嵌合在导向装置7b上，该导向装置7b固定在气缸盖3c上。而且，排气门7具有上下弹簧座7c、7d、以及设置在它们之间的气门弹簧7e，排气门7被该气门弹簧7e朝关闭方向施力。
并且，排气凸轮轴8具有与其一体的排气链轮(未作图示)，通过该排气链轮和未作图示的正时链条与曲轴3d连接，这样，曲轴3d每旋转2周，排气凸轮轴8就旋转1周.而且，针对每个气缸3a，在排气凸轮轴8上以与其一体旋转的方式设置有排气凸轮9.
而且，排气门驱动机构30具有摇臂31，伴随排气凸轮9的旋转，该摇臂31摆动，从而在克服气门弹簧7e的推力的同时，对排气门7进行开闭驱动。
另一方面，对于每个气缸3a设置了燃料喷射阀10，并在倾斜状态下安装在气缸盖3c上，以便直接把燃料喷射到燃烧室内。即，发动机3构成为直喷发动机。并且，燃料喷射阀10与ECU 2电连接，通过ECU 2控制打开时间和打开正时，从而控制燃料喷射量。
并且，也对于每个气缸3a设置了火花塞11，并安装在气缸盖3c上。火花塞11与ECU 2电连接，由ECU 2控制放电状态，以便按照与后述的点火正时对应的定时使燃烧室内的混合气体燃烧。
另一方面，发动机3上设置有曲轴角传感器20和水温传感器21。该曲轴角传感器20由磁转子和MRE拾取器构成，伴随曲轴3d的旋转，向ECU 2输出均作为脉冲信号的CRK信号和TDC信号。该CRK信号每隔预定曲轴角(例如10°)输出1个脉冲，ECU 2根据该CRK信号，计算发动机3的发动机转速NE。并且，TDC信号是表示各气缸3a的活塞3b位于比进气行程的TDC位置稍微靠前的预定曲轴角位置的信号，每隔预定曲轴角输出1个脉冲。在本实施方式中，曲轴角传感器20相当于工作状态参数检测单元和负荷参数检测单元，发动机转速NE相当于负荷参数。
并且，水温传感器21由例如热敏电阻等构成，向ECU 2输出表示发动机水温TW的检测信号。该发动机水温TW是在发动机3的气缸体3h内循环的冷却水的温度。
而且，在发动机3的进气管12中，省略了节气门机构，并将其进气通路12a形成为大口径，从而将流动阻力设定成比通常的发动机小。在该进气管12内设置有空气流量传感器22和进气温度传感器23(参照图2)。
该空气流量传感器22(空气流量检测单元)由热线式空气流量计构成，向ECU 2输出表示在进气通路12a内流动的空气的流量(以下称为“空气流量”)Gin的检测信号。另外，空气流量Gin的单位是g/sec。并且，进气温度传感器23向ECU 2输出表示在进气通路12a内流动的空气的温度(以下称为“进气温度”)TA的检测信号。
而且，在发动机3的排气管13上，在未作图示的催化装置的上游侧设置有LAF传感器24(空燃比参数检测单元)。LAF传感器24由氧化锆和铂电极等构成，在从比理论空燃比浓的浓区域到极稀区域的宽范围的空燃比区域内，线性地检测在排气管13的排气通路13a内流动的排气中的氧浓度，向ECU 2输出表示该氧浓度的检测信号。ECU 2根据该LAF传感器24的检测信号值，计算表示排气中的空燃比的检测空燃比KACT。另外，该检测空燃比KACT(空燃比参数)是作为当量比来计算的。
下面，对上述的可变式进气门驱动机构40进行说明。该可变式进气门驱动机构40，如图4所示，由进气凸轮轴5、进气凸轮6、可变气门升程机构50以及可变凸轮相位机构70等构成。
该可变气门升程机构50(可变进气机构)是伴随进气凸轮轴5的旋转而对进气门4进行开闭驱动，并在预定的最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之间对气门升程Liftin进行无级变更的机构，具有：设置在每个气缸3a上的四节连杆式摇臂机构51，以及同时驱动这些摇臂机构51的升程致动器60(参照图5(a)、图5(b))等。
各摇臂机构51由摇臂52和上下连杆53、54等构成。该上连杆53的一端部通过上销55可自由转动地安装在摇臂52的上端部上，另一端部可自由转动地安装在摇臂轴56上。该摇臂轴56通过未作图示的支架安装在气缸盖3c上。
并且，在摇臂52的上销55上可自由转动地设置有滚子57。该滚子57与进气凸轮6的凸轮面抵接，当进气凸轮6旋转时，在被该凸轮面引导的同时在进气凸轮6上转动。这样，摇臂52在上下方向上被驱动，并且上连杆53以摇臂轴56为中心转动。
而且，在摇臂52的进气门4侧的端部安装有调节螺栓52a。当摇臂52伴随进气凸轮6的旋转而在上下方向上移动时，该调节螺栓52a在克服气门弹簧4e的推力的同时，在上下方向上驱动气门杆4a，开闭进气门4。
并且，下连杆54的一端部通过下销58可自由转动地安装在摇臂52的下端部，在下连杆54的另一端部可自由转动地安装有连接轴59。下连杆54通过该连接轴59与升程致动器60的后述的短臂65连接。
另一方面，如图5(a)、图5(b)所示，升程致动器60具有电机61、螺母62、连杆63、长臂64以及短臂65等。该电机61与ECU 2连接，配置在发动机3的顶盖3g的外侧。电机61的旋转轴是形成有外螺纹的螺纹轴61a，在该螺纹轴61a上，螺合有螺母62。该螺母62通过连杆63与长臂64连接。该连杆63的一端部通过销63a可自由旋转地安装在螺母62上，另一端部通过销63b可自由转动地安装在长臂64的一端部上。
并且，长臂64的另一端部通过转动轴66安装在短臂65的一端部上。该转动轴66截面形成为圆形，贯通发动机3的顶盖3g，并且可自由转动地支撑在其上。伴随该转动轴66的转动，长臂64和短臂65与其一体地转动。
而且，在短臂65的另一端部可自由转动地安装有上述的连接轴59，这样，短臂65通过连接轴59与下连杆54连接。
下面，对以上这样构成的可变气门升程机构50的工作进行说明。在该可变气门升程机构50中，当向升程致动器60输入来自ECU 2的后述的升程控制输入U_Liftin时，螺纹轴61a旋转，通过伴随于此的螺母62的移动，长臂64和短臂65以转动轴66为中心转动，并且伴随该短臂65的转动，摇臂机构51的下连杆54以下销58为中心转动。即，通过升程致动器60驱动下连杆54。
此时，通过ECU 2的控制，短臂65的转动范围被限制在图5(a)所示的最大升程位置和图5(b)所示的最小升程位置之间，这样，下连杆54的转动范围也被限制在图4中的实线所示的最大升程位置和图4中的双点划线所示的最小升程位置之间。
在下连杆54位于最大升程位置的情况下，在由摇臂轴56、上下销55、58以及连接轴59构成的四节连杆中，构成为上销55和下销58的中心间的距离比摇臂轴56和连接轴59的中心间的距离长，这样，如图6(a)所示，当进气凸轮6旋转时，调节螺栓52a的移动量大于进气凸轮6与滚子57的抵接点的移动量。
另一方面，在下连杆54位于最小升程位置的情况下，在上述四节连杆中，构成为上销55和下销58的中心间的距离比摇臂轴56和连接轴59的中心间的距离短，这样，如图6(b)所示，当进气凸轮6旋转时，调节螺栓52a的移动量小于进气凸轮6与滚子57的抵接点的移动量。
由于以上的原因，当下连杆54位于最大升程位置时，进气门4以比位于最小升程位置时大的气门升程Liftin打开.具体地说，在进气凸轮6的旋转中，当下连杆54位于最大升程位置时，进气门4按照图7的实线所示的气门升程曲线打开，气门升程Liftin表现出其最大值Liftinmax.另一方面，当下连杆54位于最小升程位置时，按照图7的双点划线所示的气门升程曲线打开，气门升程Liftin表现出其最小值Liftinmin.
因此，在该可变气门升程机构50中，通过经由致动器60使下连杆54在最大升程位置和最小升程位置之间转动，可使气门升程Liftin在最大值Liftinmax和最小值Liftinmin之间无级变化。
另外，在该可变气门升程机构50内设置有未作图示的锁定机构，当升程控制输入U_Liftin被设定成后述的故障时用值U_Liftin_fs时，或者当由于断线等而使来自ECU 2的升程控制输入U_Liftin输入不到升程致动器60时，由该锁定机构锁定可变气门升程机构50的动作。即，禁止由可变气门升程机构50进行的气门升程Lin的变更，气门升程Liftin被保持为最小值Liftinmin。另外，该最小值Liftinmin被设定成如下的值：在凸轮相位Cain被保持为后述的锁定值的情况下，可确保后述的预定的故障时用值Gcyl_fs作为吸入空气量。该预定的故障时用值Gcyl_fs(预定值)被设定成如下的值：在停车中可适当地进行怠速运转或发动机起动，同时在行驶中可维持低速行驶状态。
并且，在发动机3内设置有转动角传感器25(参照图2)，该转动角传感器25检测转动轴66即短臂65的转动角，并向ECU 2输出该检测信号。ECU 2根据该转动角传感器25的检测信号，计算气门升程Liftin。在本实施方式中，转动角传感器25相当于工作状态参数检测单元和负荷参数检测单元，气门升程Liftin相当于工作状态参数和负荷参数。
下面，对上述的可变凸轮相位机构70(可变进气机构)进行说明。该可变凸轮相位机构70把进气凸轮轴5相对于曲轴3d的相对相位(以下称为“凸轮相位”)Cain无级地变更到超前侧或滞后侧，设置在进气凸轮轴5的进气链轮侧的端部。如图8所示，可变凸轮相位机构70具有：外壳71，3叶片式的叶轮72，油压泵73以及电磁阀机构74等。
该外壳71与进气凸轮轴5上的进气链轮构成为一体，具有相互等间隔地形成的3个隔壁71a。叶轮72同轴地安装在进气凸轮轴5的进气链轮侧的端部上，从进气凸轮轴5朝外方呈放射状延伸，并可旋转地收容在外壳71内。此外，在外壳71中，在隔壁71a和叶轮72之间形成有3个超前室75和3个滞后室76。
油压泵73是与曲轴3d连接的机械式油压泵，当曲轴3d旋转时，伴随于此，油压泵73通过油路77c的下部吸入蓄积在发动机3的油盘3e内的润滑用油，并在使该油升压的状态下，通过油路77c的其余部分把该油提供给电磁阀机构74。
电磁阀机构74是将滑阀机构74a和电磁元件74b组合而成的机构，通过超前油路77a和滞后油路77b，与超前室75和滞后室76分别连接，并把从油压泵73所提供的油压作为超前油压Pad和滞后油压Prt分别输出到超前室75和滞后室76。电磁阀机构74的电磁元件74b与ECU 2电连接，当输入了来自ECU 2的后述的相位控制输入U_Cain时，通过使滑阀机构74a的滑阀体根据相位控制输入U_Cain在预定的移动范围内移动，使超前油压Pad和滞后油压Prt全都变化。
在以上的可变凸轮相位机构70中，在油压泵73的工作中，电磁阀机构74根据控制输入U_Cain进行工作，从而把超前油压Pad提供到超前室75，把滞后油压Prt提供到滞后室76，由此，叶轮72和外壳71之间的相对相位变更为超前侧或滞后侧.结果，上述的凸轮相位Cain在最滞后值Cainrt(例如相当于凸轮角0°的值)和最超前值Cainad(例如相当于凸轮角55°的值)之间连续变化，由此，进气门4的气门正时在图9的实线所示的最滞后正时和图9的双点划线所示的最超前正时之间无级变更.
另外，在该可变凸轮相位机构70内设置有未作图示的锁定机构，当来自油压泵73的供给油压低时，当相位控制输入U_Cain被设定成后述的故障时用值U_Cain_fs时，或者当由于断线等而使相位控制输入U_Cain输入不到电磁阀机构74时，由该锁定机构锁定可变凸轮相位机构70的动作。即，禁止由可变凸轮相位机构70进行的凸轮相位Cain的变更，凸轮相位Cain被保持为预定的锁定值。该预定的锁定值如上所述被设定为如下的值：在气门升程Liftin被保持为最小值Liftinmin的情况下，可确保预定的故障时用值Gcyl_fs作为吸入空气量。
如上所述，在本实施方式的可变式进气门驱动机构40中，气门升程Liftin由可变气门升程机构50无级地变更，并且凸轮相位Cain即进气门4的气门正时由可变凸轮相位机构70在上述的最滞后正时和最超前正时之间无级地变更。并且，由ECU 2如后所述通过可变气门升程机构50和可变凸轮相位机构70分别控制气门升程Liftin和凸轮相位Cain，从而控制吸入空气量。
另一方面，在进气凸轮轴5的与可变凸轮相位机构70相反侧的端部设置有凸轮角传感器26(参照图2)。该凸轮角传感器26由例如磁转子和MRE拾取器构成，伴随进气凸轮轴5的旋转，每隔预定的凸轮角(例如1°)向ECU 2输出作为脉冲信号的CAM信号。ECU 2根据该CAM信号和上述的CRK信号，计算凸轮相位Cain。在本实施方式中，凸轮角传感器26相当于工作状态参数检测单元和负荷参数检测单元，凸轮相位Cain相当于工作状态参数和负荷参数。
而且，如图2所示，油门开度传感器27和点火开关(以下称为“IG·SW”)28连接在ECU 2上。该油门开度传感器27把表示车辆的未作图示的油门踏板的踩下量(以下称为“油门开度”)AP的检测信号输出到ECU 2。并且，IG·SW 28通过点火钥匙(未作图示)操作进行接通/断开，并把表示其接通/断开状态的信号输出到ECU 2。
ECU 2由微计算机构成，该微计算机由CPU、RAM、ROM以及I/O接口(全都未作图示)等所构成，ECU 2根据上述各种传感器20～27的检测信号以及IG·SW 28的接通/断开信号等，判别发动机3的运转状态，并执行各种控制。具体地说，ECU 2如后所述，根据运转状态执行空燃比控制和点火正时控制。除此以外，计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp，并通过可变气门升程机构50和可变凸轮相位机构70分别控制气门升程Liftin和凸轮相位Cain，从而控制吸入空气量。
另外，在本实施方式中，ECU 2相当于：工作状态参数检测单元，空燃比参数检测单元，目标空燃比计算单元，空燃比控制参数计算单元，校正单元，燃料量决定单元，负荷参数检测单元，空燃比控制单元以及点火正时决定单元。
下面，对本实施方式的控制装置1进行说明。该控制装置1具有执行空燃比控制的空燃比控制器100(参照图10)和执行点火正时控制的点火正时控制器130(参照图16)，这些控制器具体地说全都由ECU 2构成。在本实施方式中，空燃比控制器100相当于燃料量决定单元和空燃比控制单元，点火正时控制器130相当于点火正时决定单元。
首先，对空燃比控制器100进行说明.该空燃比控制器100如下所述是针对各燃料喷射阀10计算燃料喷射量TOUT(燃料量)的控制器，如图10所示，具有：第1和第2估计进气量计算部101、102，过渡系数计算部103，放大要素104、105，加法要素106，放大要素107，目标空燃比计算部108、空燃比校正系数计算部109，总校正系数计算部110，乘法要素111、燃料附着校正部112以及校正后值计算部113.
在第1估计进气量计算部101中，如下所述，计算第1估计进气量Gcyl_vt。具体地说，通过根据发动机转速NE和校正后气门升程Liftin_comp检索图11所示的映射图，计算基本估计进气量Gcyl_vt_base。该校正后气门升程Liftin_comp是校正了气门升程Liftin后的值，如后所述，在校正后值计算部113中计算。并且，在图11中，NE1～NE3是NE1＜NE2＜NE3的关系成立的发动机转速NE的预定值，这一点在以下的说明中也是一样。
在该映射图中，基本估计进气量Gcyl_vt_base在NE＝NE1或NE2的情况下，在校正后气门升程Liftin_comp小的区域内，被设定成校正后气门升程Liftin_comp越大则越大的值，在校正后气门升程Liftin_comp接近最大值Liftinmax的区域内，被设定成校正后气门升程Liftin_comp越大则越小的值。这是因为，在低/中转速区域内，在校正后气门升程Liftin_comp接近最大值Liftinmax的区域内越是大的值，进气门4的打开时间就越长，从而由于进气回吹而使填充效率下降。并且，基本估计进气量Gcyl_vt_base在NE＝NE3的情况下，被设定成校正后气门升程Liftin_comp越大则越大的值。这是因为，在高转速区域内，在校正后气门升程Liftin_comp大的区域内，由于进气的惯性力而难以发生上述的进气回吹，因而校正后气门升程Liftin_comp越大，填充效率就越高。
并且，通过根据发动机转速NE和校正后凸轮相位Cain_comp检索图12所示的映射图，从而计算校正系数K_gcyl_vt。该校正后凸轮相位Cain_comp是校正了凸轮相位Cain后的值，如后所述，在校正后值计算部113中计算。
在图12所示的映射图中，校正系数K_gcyl_vt在NE＝NE1或NE2的情况下，在校正后凸轮相位Cain_comp接近最滞后值Cainrt的区域内，被设定成越接近最滞后值Cainrt则越小的值，在除此以外的区域内，被设定成校正后凸轮相位Cain_comp越是最超前值Cainad侧的值则越小的值。这是因为，在低/中转速区域内，在校正后凸轮相位Cain_comp接近最滞后值Cainrt的区域内，越接近最滞后值Cainrt，则进气门4的关闭定时就越滞后，从而由于进气回吹而使填充效率下降，在除此以外的区域内，校正后凸轮相位Cain_comp越接近最超前值Cainad，则由于伴随气门重叠度增大的内部EGR量的增大而使填充效率下降。并且，在NE＝NE3的情况下，校正系数K_gcyl_vt在校正后凸轮相位Cain_comp接近最滞后值Cainrt的区域内，被设定成固定值(值1)，在除此以外的区域内，被设定成校正后凸轮相位Cain_comp越是最超前值Cainad侧的值则越小的值。这是因为，在高转速区域内，即使在校正后凸轮相位Cain_comp接近最超前值Cainad的区域内，也由于上述进气的惯性力而难以发生进气回吹。
然后，使用以上这样计算的基本估计进气量Gcyl_vt_base和校正系数K_gcyl_vt，根据下式(1)计算第1估计进气量Gcyl_vt。
Gcyl_vt＝K_gcyl_vt·Gcyl_vt_base  ……(1)
并且，在过渡系数计算部103中，按以下这样计算过渡系数Kg。首先，使用由第1估计进气量计算部101所计算的第1估计进气量Gcyl_vt以及发动机转速NE，根据下式(2)计算估计流量Gin_vt(单位：g/sec)。
Gin_vt＝2·Gcyl_vt·NE/60  ……(2)
然后，通过根据该估计流量Gin_vt检索图13所示的表，计算过渡系数Kg。在该图中，Gin1、2是Gin1＜Gin2的关系成立的预定值。该预定值Gin1被设定为如下的值：在Gin_vt≤Gin1的范围内，由于进气通路12a内的空气流量小，从而因空气流量传感器22的分辨率而使第1估计进气量Gcyl_vt的可靠性超过后述的第2估计进气量Gcyl_afm的可靠性。并且，预定值Gin2被设定为如下的值；在Gin2≤Gin_vt的范围内，由于进气通路12a内的空气流量大，从而使第2估计进气量Gcyl_afm的可靠性超过第1估计进气量Gcyl_vt的可靠性。而且，在该表中，过渡系数Kg在Gin_vt≤Gin1的范围内被设定为值0，在Gin2≤Gin_vt的范围内被设定为值1，并在Gin1＜Gin_vt＜Gin2的范围内被设定为在值0和值1之间且估计流量Gin_vt越大则越大的值。
另一方面，在第2估计进气量计算部102中，根据空气流量Gin和发动机转速NE，使用下式(3)计算第2估计进气量Gcyl_afm(单位：g)。
Gcyl_afm＝Gin·60/(2·NE)  ……(3)
在放大要素104、105中，计算将以上这样计算的第1和第2估计进气量Gcyl_vt、Gcyl_afm分别放大到(1-Kg)、Kg倍后的值。然后，在加法要素106中，根据这样放大后的值，通过下式(4)的加权平均运算，计算出计算进气量Gcyl。
Gcyl＝Kg·Gcyl_afm+(1-Kg)·Gcyl_vt  ……(4)
参照该式(4)可以明白，当Kg＝0时，即在上述的Gin_vt≤Gin1的范围内，为Gcyl＝Gcyl_vt，当Kg＝1时，即在Gin2≤Gin_vt的范围内，为Gcyl＝Gcyl_afm，并且当0＜Kg＜1时，即在Gin1＜Gin_vt＜Gin2的范围内，计算进气量Gcyl中的第1和第2估计进气量Gcyl_vt、Gcyl_afm的加权程度由过渡系数Kg的值决定。
然后，在放大要素107中，根据计算进气量Gcyl，使用下式(5)计算基本燃料喷射量Tcyl_bs。
Tcyl_bs＝Kgt·Gcyl  ……(5)
这里，Kgt是针对各燃料喷射阀10而预先设定的换算系数。
并且，在目标空燃比计算部108(目标空燃比计算单元)中，通过根据计算进气量Gcyl和油门开度AP检索图14所示的映射图，计算目标空燃比KCMD。在该映射图中，目标空燃比KCMD的值被设定为当量比，并且基本上，为了把催化装置的排气净化性能保持为良好状态，被设定为与理论空燃比(14.5)相当的值。
另一方面，空燃比校正系数计算部109构成为具有车载辨识器(未作图示)的STR(Self Tuning Regulator：自校正调节器)。在该空燃比校正系数计算部109中，根据检测空燃比KACT和目标空燃比KCMD计算空燃比校正系数KSTR。具体地说，空燃比校正系数KSTR是使用下式(6)～(13)所示的控制算法来计算的，并作为当量比换算值来计算的，以使混合气的空燃比即检测空燃比KACT收敛于目标空燃比KCMD。另外，在本实施方式中，空燃比校正系数计算部109相当于空燃比控制参数计算单元，空燃比校正系数KSTR相当于空燃比控制参数和表示空燃比控制状态的值。
KSTR(n)＝Lim(kstr(n))                        ……(6)
$\mathrm{kstr}\left(n\right)=\frac{1}{b0\left(n\right)}\{\mathrm{KCMD}\left(n\right)-r1\left(n\right)·\mathrm{KSTR}(n-1)-r2\left(n\right)·\mathrm{KSTR}(n-2)$
$-r3\left(n\right)·\mathrm{KSTR}(n-3)-s0\left(n\right)·\mathrm{KACT}\left(n\right)\}.....\left(7\right)$
θ(n)＝θ(n-1)+KГ(n)·estr(n)               ……(8)
e_str(n)＝KACT(n)-θT(n-1)·ζ(n-3)          ……(9)
$\mathrm{K\Gamma }\left(n\right)=\frac{\Gamma ·\zeta (n-3)}{1+{\zeta }^T(n-3)·\Gamma ·\zeta (n-3)}.....\left(10\right)$
θT(n)＝[b0(n)，r1(n)，r2(n)，r3(n)，s0(n)]  ……(11)
ζT(n)＝[KSTR(n)，KSTR(n-1)，KSTR(n-2)，KSTR(n-3)，KACT(n)]
                                             ……(12)
$\Gamma =\left[\begin{array}{ccccc}\gamma & 0& 0& 0& 0\\ 0& \gamma & 0& 0& 0\\ 0& 0& \gamma & 0& 0\\ 0& 0& 0& \gamma & 0\\ 0& 0& 0& 0& \gamma \end{array}\right].....\left(13\right)$
另外，这些式(6)～(13)中的带有符号(n)的各离散数据表示是每一燃烧周期即每当TDC信号连续产生4次时所采样或计算的数据，符号n表示各离散数据的采样周期的序号。例如，符号n表示本次控制定时中采样的值，符号n-1表示上次控制定时中采样的值。另外，在以下说明中，适当省略各离散数据中的符号(n)等。
在式(6)中，kstr(n)是空燃比校正系数的基本值(以下简称为“基本值”)，使用式(7)来计算。并且，Lim(kstr(n))表示对基本值kstr(n)实施了限幅处理后的值，具体地说，被计算为把基本值kstr(n)限制在由预定的下限值KSTRmin(例如值0.6)和预定的上限值KSTRmax(例如值1.4)所规定的范围内的值。即，当kstr(n)＜KSTRmin时，为Lim(kstr(n))＝KSTRmin，当KSTRmin≤kstr(n)≤KSTRmax时，为Lim(kstr(n))＝kstr(n)，当kstr(n)＞KSTRmax时，为Lim(kstr(n))＝KSTRmax。
如上所述，把空燃比校正系数KSTR计算为对基本值kstr实施了限幅处理后的值的理由是为了避免在基于空燃比校正系数KSTR的空燃比反馈控制中，由于LAF传感器24的故障等而使混合气的空燃比处于过浓状态或过稀状态，从而使发动机转速NE不稳定或者发生发动机停转。
并且，式(7)按以下那样来导出。即，把4个气缸3a中的一个看作以空燃比校正系数KSTR为输入并以检测空燃比KACT为输出的控制对象，并把该控制对象作为离散时间系模型进行建模，则得到下式(14)。另外，下式(14)的b0、r1、r2、r3、s0是模型参数。
KACT(n)＝b0·KSTR(n)+r1(n)·KSTR(n-4)+r2(n)·KSTR(n-5)
+r3(n)·KSTR(n-6)+s0(n)·KCMD(n)           ……(14)
这里，由于检测空燃比KACT相对于目标空燃比KCMD的死区时间被估计为燃烧周期3周左右，因而KCMD(n)＝KACT(n+3)的关系成立，把该关系应用于式(14)，并把KSTR(n)替换为kstr(n)，从而导出上述式(7)。
并且，式(7)的模型参数b0、r1、r2、r3、s0的向量θ是使用式(8)～(13)的辨识算法来辨识的。该式(8)的KГ表示增益系数的向量，e_str表示辨识误差。
辨识误差e_str是使用式(9)～(13)来计算的，式(9)的θT表示θ的转置矩阵，按式(11)那样来定义.并且，增益系数的向量KГ是使用式(10)来计算的.该式(10)的ζ是将该转置矩阵按式(12)那样来定义的向量，式(10)的Г是按式(13)那样来定义的5次方阵.该式(13)的γ是自适应增益，被设定成0＜γ.
另一方面，在总校正系数计算部110中，通过根据发动机水温TW和进气温度TA等的表示运转状态的各种参数检索未作图示的映射图和表，计算各种校正系数，并通过将这些各种校正系数相乘，计算总校正系数KTOTAL。
并且，在乘法要素111中，使用下式(15)计算要求燃料喷射量Tcyl。
Tcyl＝Tcyl_bs·KSTR·KTOTAL    ……(15)
然后，在燃料附着校正部112中，通过对以上这样计算出的要求燃料喷射量Tcyl实施预定的燃料附着校正处理，计算燃料喷射量TOUT。然后，根据该燃料喷射量TOUT决定燃料喷射阀10的燃料喷射定时和开阀时间，控制燃料喷射阀10。
如上式(5)、(15)所示，在空燃比控制器100中，燃料喷射量TOUT是根据计算进气量Gcyl来计算的，如式(4)所示，当Kg＝0时，为Gcyl＝Gcyl_vt，当Kg＝1时，为Gcyl＝Gcyl_afm。这是因为，如上所述，在Gin_vt≤Gin1的范围内，由于第1估计进气量Gcyl_vt的可靠性超过第2估计进气量Gcyl_afm的可靠性，因而在这种范围内，通过根据可靠性更高的第1估计进气量Gcyl_vt计算燃料喷射量TOUT，从而确保良好的计算精度。并且，这是因为，在Gin2≤Gin_vt的范围内，由于进气通路12a内的空气流量大而使第2估计进气量Gcyl_afm的可靠性超过第1估计进气量Gcyl_vt的可靠性，因而在这种范围内，通过根据可靠性更高的第2估计进气量Gcyl_afm计算燃料喷射量TOUT，来确保良好的计算精度。
并且，当0＜Kg＜1时，计算进气量Gcyl中的第1和第2估计进气量Gcyl_vt、Gcyl_afm的加权程度由过渡系数Kg的值决定。这是因为，由于考虑到以下情况，即：当从Gcyl_vt、Gcyl_afm的一方直接切换到另一方时，第1和第2估计进气量Gcyl_vt、Gcyl_afm的值的差比较大，由此产生扭矩级差，因而对该情况加以避免。即，如上所述，在过渡系数Kg是0＜Kg＜1的Gin1＜Gin_vt＜Gin2的范围内，由于过渡系数Kg被设定成与估计流量Gin_vt成正比的值，因而当估计流量Gin_vt在Gin1和Gin2之间变化时，伴随于此，过渡系数Kg逐渐变化，从而使计算进气量Gcyl从Gcyl_vt、Gcyl_afm的一方侧的值逐渐变化到另一方侧的值。结果，可避免产生扭矩级差。
下面，对上述的校正后值计算部113进行说明。该校正后值计算部113如下所述通过分别校正气门升程Liftin和凸轮相位Cain，计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp。在本实施方式中，校正后值计算部113相当于校正单元，校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp相当于校正后的工作状态参数。
如图15所示，校正后值计算部113具有：空燃比指标值计算部114，最小二乘法滤波器115，非线性处理滤波器116、117以及加法要素118、119。首先，在空燃比指标值计算部114中，通过把空燃比校正系数KSTR除以目标空燃比KCMD，从而计算空燃比指标值KAF(＝KSTR/KCMD)。在本实施方式中，空燃比指标值KAF相当于控制状态值和表示空燃比控制状态的值。
然后，在最小二乘法滤波器115中，使用下式(16)、(17)所示的固定增益式的逐次型最小二乘法算法来计算空燃比指标值的统计处理值(以下简称为“统计处理值”)KAF_LS。
$\mathrm{KAF}\_\mathrm{LS}\left(k\right)=\mathrm{KAF}\_\mathrm{LS}(k-1)+\frac{P\_\mathrm{ls}}{1+P\_\mathrm{ls}}·e\_\mathrm{ls}\left(k\right).....\left(16\right)$
e_ls(k)＝KAF(k)-KAF_LS(k-1)       ……(17)
在该式(16)中，e_ls是使用式(17)所计算的偏差，P_ls表示预定增益(固定值)。并且，在这些式(16)、(17)中，带有符号(k)的各离散数据表示是与预定的控制周期ΔT(在本实施方式是5msec)同步地采样(或计算)的数据，符号k表示各离散数据的采样周期的序号。例如，符号k表示本次控制定时中所采样的值，符号k-1表示上次控制定时中所采样的值。这一点在以下的离散数据中也是一样。另外，在以下说明中，适当省略各离散数据中的符号(k)。
并且，在非线性处理滤波器116中，根据上述统计处理值KAF_LS与预定的上下限值KAF_LSH、KAF_LSL的比较结果，使用下式(18)～(20)中的任意一方，计算升程校正值Dliftin_comp(工作状态参数的校正量)。另外，式(18)、(20)的Dinc、Ddec全都是正的预定值。
·当KAF_LS(k)≥KAF_LSH时
Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)+Dinc    ……(18)
·当KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH时
Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)         ……(19)
·当KAF_LS(k)≤KAF_LSL时
Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)-Ddec    ……(20)
然后，在加法要素118中，使用下式(21)计算校正后气门升程Liftin_comp。
Liftin_comp(k)＝Liftin(k)+Dliftin_comp(k)  ……(21)
在该校正后值计算部113中，按以上那样计算校正后气门升程Liftin_comp和升程校正值Dliftin_comp。这是根据以下理由。即，当使用上述的可变气门升程机构50和转动角传感器25来控制气门升程Liftin时，有时，由于温度变化或由冲击等引起的安装角度的变化而发生转动角传感器25的检测信号的漂移，或者由于调节螺栓52a的磨损而使挺杆间隙发生变化，在该情况下，根据转动角传感器25的检测信号所计算的气门升程Liftin相对于实际的气门升程(以下称为“实际值”)发生偏差。
在发生这种气门升程Liftin相对于实际值的偏差的情况下，在稳定的运转状态时，例如怠速运转时，如果执行基于空燃比校正系数KSTR的空燃比反馈控制，则由于偏差而使检测空燃比KACT不收敛于目标空燃比KCMD，而继续进行空燃比向稀侧的控制或向浓侧的控制。例如，在气门升程Liftin表现出比实际值小的值的情况下，实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl大的值，从而使检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏向稀侧。结果，继续进行空燃比向浓侧的控制，空燃比校正系数KSTR被设定为比目标空燃比KCMD大的值，从而使空燃比指标值KAF(＝KSTR/KCMD)表现出比值1大的值。与此相反，在气门升程Liftin表现出比实际值大的值的情况下，空燃比指标值KAF表现出比值1小的值。
在气门升程Liftin相对于实际值的偏差和空燃比指标值KAF之间具有以上那样的相关关系，在本实施方式中，由于使用根据校正后气门升程Liftin_comp所计算的计算进气量Gcyl来执行空燃比控制，因而校正后气门升程Liftin_comp相对于实际值的偏差被反映在空燃比指标值KAF中。
因此，当KAF_LS(k)≥KAF_LSH时，由于在计算进气量Gcyl的计算中使用的校正后气门升程Liftin_comp偏离到比实际值小的一侧，从而执行空燃比向浓侧的控制，因而如式(18)所示，通过增大升程校正值Dliftin_comp，可使校正后气门升程Liftin_comp接近实际的气门升程(参照后述的图36)。另一方面，当KAF_LS(k)≤KAF_LSL时，由于校正后气门升程Liftin_comp偏离到比实际值大的一侧，从而执行空燃比向稀侧的控制，因而如式(20)所示，通过减少升程校正值Dliftin_comp，可使校正后气门升程Liftin_comp接近实际的气门升程。
并且，当KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH时，升程校正值Dliftin_comp不被更新，而被保持为固定值。这是为了通过把升程校正值Dliftin_comp保持为固定值并停止更新校正后气门升程Liftin_comp，从而避免校正后气门升程Liftin_comp的计算处理与空燃比反馈控制相互干涉。并且，上下限值KAF_LSH、KAF_LSL被设定成如下的值：即使由于校正后气门升程Liftin_comp与实际值之间的偏差减小而把升程校正值Dliftin_comp保持为固定值并停止更新校正后气门升程Liftin_comp，空燃比控制的控制精度也不下降(例如KAF_LSH＝1.1，KAF_LSL＝0.9)。
另一方面，在上述的非线性处理滤波器117中，根据上述统计处理值KAF_LS与预定的上下限值KAF_LSH、KAF_LSL的比较结果，使用下式(22)～(24)中的任意一方来计算相位校正值Dcain_comp(工作状态参数的校正量)。
·当KAF_LS(k)≥KAF_LSH时
Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp    ……(22)
·当KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH时
Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)          ……(23)
·当KAF_LS(k)≤KAF_LSL时
Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp’  ……(24)
上述式(22)、(24)中的Dcomp、Dcomp’是校正项，并根据凸轮相位Cain与超前侧和滞后侧的预定值Cain_adv、Cain_ret的比较结果被设定为以下那样的值。另外，下述的Dadv、Dret全都是正的预定值。
·当Cain(k)＞Cain_adv时
Dcomp＝Dadv
Dcomp’＝-Dret
·当Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv时
Dcomp＝0
Dcomp’＝0
·当Cain(k)＜Cain_ret时
Dcomp＝-Dret
Dcomp’＝Dadv
然后，在加法要素119中，使用下式(25)计算校正后凸轮相位Cain_comp。
Cain_comp(k)＝Cain(k)+Dcain_comp(k)  ……(25)
在该校正后值计算部113中，按以上那样计算校正后凸轮相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp.这是根据以下理由.即，在使用上述的可变凸轮相位机构70、曲轴角传感器20以及凸轮角传感器26来控制凸轮相位Cain的情况下，具有以下可能性，即：由于因2个传感器20、26的温度变化等引起的漂移、以及正时链条的松弛等，而使根据2个传感器20、26的检测信号计算出的凸轮相位Cain相对于实际的凸轮相位(以下称为“实际值”)偏离到超前侧或滞后侧.
这样，在凸轮相位Cain比起实际值偏离到超前侧或滞后侧的情况下，当按上述那样执行空燃比反馈控制时，由于气门重叠度的变化或者由进气门4的迟闭引起的回吹量的变化，而使检测空燃比KACT不收敛于目标空燃比KCMD，而继续进行空燃比向稀侧的控制或向浓侧的控制，结果，空燃比指标值KAF表现出比值1小的值或者比值1大的值。在凸轮相位Cain相对于实际值的偏差和空燃比指标值KAF之间也具有以上那样的相关关系，在本实施方式中，由于使用根据校正后凸轮相位Cain_comp所计算的计算进气量Gcyl来执行空燃比控制，因而校正后凸轮相位Cain_comp相对于实际值的偏差被反映在空燃比指标值KAF中。
因此，在KAF_LS(k)≥KAF_LSH，正执行空燃比向浓侧的控制的情况下，当Cain(k)＞Cain_adv，凸轮相位Cain是超前侧区域的值时，在计算进气量Gcyl的计算中使用的校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到滞后侧，从而由于气门重叠度的减小而使实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl大的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到稀侧。因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更超前侧，因而在式(22)中，把校正项Dcomp设定为值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更大的值。
而且，在KAF_LS(k)≥KAF_LSH的情况下，当Cain(k)＜Cain_ret，凸轮相位Cain是滞后侧区域的值时，校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到超前侧，从而由于进气门4的迟闭程度的减小而使进气的回吹量减少，并使实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl大的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到稀侧。因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更滞后侧，因而在式(22)中，把校正项Dcomp设定为值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更小的值。
另一方面，在KAF_LS(k)≤KAF_LSL，正在执行空燃比向稀侧的控制的情况下，当Cain(k)＞Cain_adv，凸轮相位Cain是超前侧区域的值时，校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到超前侧，从而由于气门重叠度的增大而使实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl小的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到浓侧。因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更滞后侧，因而在式(24)中，把校正项Dcomp’设定为值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更小的值。
而且，在KAF_LS(k)≤KAF_LSL的情况下，当Cain(k)＜Cain_ret，凸轮相位Cain是滞后侧区域的值时，校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到滞后侧，从而由于进气门4的迟闭程度的增大而使进气的回吹量增大，并使实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl小的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到浓侧。因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更超前侧，因而在式(24)中，把校正项Dcomp’设定为值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更大的值。
另一方面，当KAF_LSL＜KAF_LS(k)＜KAF_LSH时，以及当Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv时，相位校正值Dcain_comp不被更新，而被保持为固定值.这是为了通过把相位校正值Dcain_comp保持为固定值并停止更新校正后凸轮相位Cain_comp，避免校正后凸轮相位Cain_comp的计算处理与空燃比反馈控制相互干涉.并且，上下限值KAF_LSH、KAF_LSL被设定成如下这样的值：即使由于校正后凸轮相位Cain_comp与实际值之间的偏离减小而把相位校正值Dcain_comp保持为固定值并停止更新校正后凸轮相位Cain_comp，空燃比控制的控制精度也不下降(例如KAF_LSH＝1.1，KAF_LSL＝0.9).而且，预定值Cain-adv、Cain_ret也被设定成如下的值：为了避免空燃比控制的控制精度下降，可在吸入空气量相对于凸轮相位Cain的实际值变化的变化相当小的范围内，停止更新校正后凸轮相位Cain_comp(例如，Cain_adv是相当于凸轮角30°的值，Cain_ret是相当于凸轮角10°的值).
下面，参照图16对点火正时控制器130(点火正时决定单元)进行说明。如该图所示，在该点火正时控制器130中，由于其一部分与上述空燃比控制器100结构相同，因而以下对相同结构附上相同标号，省略其说明。点火正时控制器130如下所述是计算点火正时Iglog的控制器，具有：第1和第2估计进气量计算部101、102，过渡系数计算部103，放大要素104、105，加法要素106，最大估计进气量计算部131，除法要素132，基本点火正时计算部133，点火校正值计算部134以及加法要素135。
在最大估计进气量计算部131中，如下所述，根据发动机转速NE和校正后凸轮相位Cain_comp计算最大估计进气量Gcyl_max。具体地说，首先，通过根据发动机转速NE检索图17所示的表，来计算最大估计进气量的基本值Gcyl_max_base。在该表中，基本值Gcyl_max_base在低中转速区域内，被设定成发动机转速NE越高则越大的值，在高转速区域内，被设定成发动机转速NE越高则越小的值，并且当是中转速区域的预定值时，被设定成表现出其最大值。这是因为从运转性的观点出发，进气系统构成为在中转速区域的预定值时填充效率最高。
并且，通过根据发动机转速NE和校正后凸轮相位Cain_comp检索图18所示的映射图，计算校正系数K_gcyl_max。在该映射图中，校正系数K_gcyl_max在NE＝NE1或NE2的情况下，在校正后凸轮相位Cain_comp接近最滞后值Cainrt的区域内，被设定成越接近最滞后值Cainrt则越小的值，在除此以外的区域内，被设定成校正后凸轮相位Cain_comp越是最超前值Cainad侧的值则越小的值。而且，在NE＝NE3的情况下，校正系数K_gcyl_max在校正后凸轮相位Cain_comp接近最滞后值Cainrt的区域内，被设定成固定值(值1)，在除此以外的区域内，被设定成校正后凸轮相位Cain_comp越是最超前值Cainad侧的值则越小的值。这样设定校正系数K_gcyl_max的理由与在上述的校正系数K_gcyl_vt的计算中使用的图12的映射图的说明中所述的理由相同。
然后，使用以上这样计算的最大估计进气量的基本值Gcyl_max_base和校正系数K_gcyl_max，根据下式(26)计算最大估计进气量Gcyl_max。
Gcyl_max＝K_gcyl_max·Gcyl_max_base
                                     ……(26)
另一方面，在除法要素132中，使用下式(27)计算归一化进气量Kgcyl。
Kgcyl＝Gcyl/Gcyl_max                 ……(27)
然后，在基本点火正时计算部133中，如下所述，通过根据归一化进气量Kgcyl、发动机转速NE以及校正后凸轮相位Cain_comp检索基本点火正时映射图，计算基本点火正时Iglog_map.在该情况下，作为基本点火正时映射图，由以下构成，即：图19所示的Cain_comp＝Cainrt用的映射图，图20所示的Cain_comp＝Cainad用的映射图，以及当校正后凸轮相位Cain_comp处于最滞后值Cainrt和最超前值Cainad之间时与多个阶段的校正后凸轮相位Cain_comp的值分别对应地设定的多个映射图(未作图示).
在以上的基本点火正时映射图的检索中，根据归一化进气量Kgcyl、发动机转速NE以及校正后凸轮相位Cain_comp选择多个值，并通过该多个选择值的插值运算，计算基本点火正时Iglog_map。
如上所述，在基本点火正时计算部133中，使用规一化进气量Kgcyl作为用于设定基本点火正时映射图的映射值的参数，其理由如下。即，如以往那样，在取代归一化进气量Kgcyl而以计算进气量Gcyl作为参数设定基本点火正时映射图的映射值的情况下，计算进气量Gcyl的最大设定值互不相同，并且在计算进气量Gcyl大的区域，即开始发生爆震的高负荷区域内的映射值的设定数对于每一个发动机转速NE都不同，结果，设定数据量增大。这是因为，由于气缸3a中的进气填充效率根据发动机转速NE而变化，开始发生爆震的高负荷区域内的吸入空气量的最大值也根据发动机转速NE而变化。
相比之下，在基本点火正时计算部133的基本点火正时映射图中，由于使用归一化进气量Kgcyl作为参数而取代计算进气量Gcyl，因而如图19、20所示可知，即使在开始发生爆震的高负荷区域，即Kgcyl处于包含值1在内的值1附近的区域内，也能在发动机转速的各设定值NE1～NE3之间，把映射值的数目设定成相同数，由此，与上述以往的情况相比可减少设定数据量。即，这是因为，如本实施方式那样，通过使用归一化进气量Kgcyl作为参数而取代计算进气量Gcyl，可减少ECU 2的ROM的存储容量，相应地可削减制造成本。
并且，在上述的点火校正值计算部134中，通过根据进气温度TA、发动机水温TW以及目标空燃比KCMD等检索未作图示的映射图和表，从而计算各种校正值，根据这些各种校正值，计算点火校正值Diglog。
然后，在加法要素135中，使用下式(28)计算点火正时Iglog。
Iglog＝Iglog_map+Diglog    ……(28)
然后，把火花塞11控制成按照与该点火正时Iglog对应的放电定时进行放电。
以下，参照图21对由ECU 2执行的空燃比校正系数KSTR的计算处理进行说明。本处理相当于上述的空燃比校正系数计算部109中的计算处理，每一燃烧周期即每当TDC信号连续产生4次时执行。
首先，在步骤1(图中简称为“S1”。下同)，判别执行条件标志F_AFFBOK是否是“1”。该执行条件标志F_AFFBOK表示空燃比反馈控制的执行条件是否成立，在未作图示的处理中，当以下的(c1)～(c4)的执行条件全都成立时，被设定为“1”，当(c1)～(c4)的执行条件中的至少一方不成立时，被设定为“0”。
(c1)LAF传感器正在激活。
(c2)发动机3不是稀燃运转中而且也不是燃油切断运转中。
(c3)发动机转速NE和油门开度AP全都是预定范围内的值。
(c4)不是点火正时的滞后控制中。
当步骤1的判别结果是“是”，空燃比反馈控制的执行条件成立时，进到步骤2，使用上述式(7)～(13)的控制算法计算基本值kstr。
然后，通过对在步骤2中计算出的基本值kstr实施以下步骤3～7的限幅处理，从而计算空燃比校正系数KSTR。该限幅处理相当于上述式(6)。即，在步骤3中判别基本值kstr是否小于下限值KSTRmin。当该判别结果是“是”，即kstr＜KSTRmin时，进到步骤4，把空燃比校正系数KSTR设定为下限值KSTRmin，并存储在RAM内。
另一方面，当步骤3的判别结果是“否”时，进到步骤5，判别基本值kstr是否大于上限值KSTRmax。当该判别结果是“否”，即KSTRmin≤kstr≤KSTRmax时，进到步骤6，把空燃比校正系数KSTR设定为基本值kstr，并存储在RAM内。
另一方面，当步骤5的判别结果是“是”，即KSTRmax＜kstr时，进到步骤7，把空燃比校正系数KSTR设定为上限值KSTRmax，并存储在RAM内。
在继以上的步骤4、6或7之后的步骤8中，为了表示使用上述式(6)～(13)的控制算法计算出了空燃比校正系数KSTR，即正在执行空燃比反馈控制，而把反馈控制中标志F_AFFB设定为“1”，之后结束本处理。
另一方面，当步骤1的判别结果是“否”，即空燃比反馈控制的执行条件不成立时，进到步骤9，把空燃比校正系数KSTR设定为目标空燃比KCMD。然后，在步骤10中，为了表示空燃比反馈控制不在执行中，把反馈控制中标志F_AFFB设定为“0”，之后结束本处理。
以下，参照图22对由ECU 2执行的空燃比控制处理进行说明。本处理是针对各燃料喷射阀10计算燃料喷射量TOUT的处理，相当于上述空燃比控制器100的计算处理，与TDC信号的产生定时同步地执行。
首先，在步骤20中，计算基本燃料喷射量Tcyl_bs。该基本燃料喷射量Tcyl_bs的计算处理具体地说，如图23所示执行。即，首先，在步骤30中，使用上述式(3)计算第2估计进气量Gcyl_afm。
然后，在步骤31中，使用上述方法计算第1估计进气量Gcyl_vt。即，通过根据发动机转速NE和校正后气门升程Liftin_comp检索图11所示的映射图，计算基本估计进气量Gcyl_vt_base，并根据发动机转速NE和校正后凸轮相位Cain_comp检索图12所示的映射图，由此计算校正系数K_gcyl_vt。然后，根据这些值Gcyl_vt_base和K_gcyl_vt，使用上述式(1)计算第1估计进气量Gcyl_vt。
然后，在步骤32中，使用上述式(2)计算估计流量Gin_vt。之后，进到步骤33，判别可变机构故障标志F_VDNG是否是“1”。
在未作图示的故障判定处理中，判定为可变气门升程机构50和可变凸轮相位机构70中的至少一方发生故障时，该可变机构故障标志F_VDNG被设定为“1”，当判定为全都是正常时被设定为“0”。另外，在以下说明中，把可变气门升程机构50和可变凸轮相位机构70统称为“2个可变机构”。
当步骤33的判别结果是“否”，即2个可变机构全都是正常时，进到步骤34，判别空气流量传感器故障标志F_AFMNG是否是“1”。在未作图示的故障判定处理中，判定为空气流量传感器22发生故障时该空气流量传感器故障标志F_AFMNG被设定为“1”，当判定为是正常时被设定为“0”。
当步骤34的判别结果是“否”，即空气流量传感器22是正常时，进到步骤35，如上所述，通过根据估计流量Gin_vt检索图13所示的表，计算过渡系数Kg。
另一方面，当步骤34的判别结果是“是”，即空气流量传感器22发生故障时，进到步骤36，把过渡系数Kg设定为值0.
在继步骤35或36之后的步骤37中，使用上述式(4)计算出计算进气量Gcyl。然后，在步骤38中，把基本燃料喷射量Tcyl_bs设定为换算系数与计算进气量的积Kgt·Gcyl，之后结束本处理。
另一方面，当步骤33的判别结果是“是”，即判定为2个可变机构中的至少一方发生故障时，进到步骤39，把计算进气量Gcyl设定为上述预定的故障时用值Gcyl_fs。然后，执行上述步骤38，之后结束本处理。
回到图22，在步骤20中，如上所述计算基本燃料喷射量Tcyl_bs，之后进到步骤21，计算总校正系数KTOTAL。具体地说，如上所述，通过根据各种运转参数(例如进气温度TA、大气压PA、发动机水温TW、油门开度AP等)检索各种表和映射图，计算各种校正系数，并将这些各种校正系数相乘，从而计算出总校正系数KTOTAL。
然后，进到步骤22，如上所述，通过根据油门开度AP和计算进气量Gcyl检索图14所示的映射图，计算目标空燃比KCMD，并存储在RAM内。
然后，进到步骤23，读入存储在RAM内的空燃比校正系数KSTR的值。即，对空燃比校正系数KSTR进行采样。
然后，进到步骤24，使用上述式(15)计算要求燃料喷射量Tcyl。之后，在步骤25中，如上所述，通过对要求燃料喷射量Tcyl实施预定的燃料附着校正处理，计算燃料喷射量TOUT。之后，结束本处理。通过以上，根据该燃料喷射量TOUT决定燃料喷射阀10的燃料喷射定时和开阀时间，控制燃料喷射阀10。结果，混合气的空燃比即检测空燃比KACT被反馈控制成收敛于目标空燃比KCMD。
下面，参照图24对由ECU 2执行的点火正时控制处理进行说明。本处理是如下所述计算点火正时Iglog的处理，相当于上述点火正时控制器130的计算处理，与TDC信号的产生定时同步，继上述的空燃比控制处理之后执行。
在该处理中，首先，在步骤50中，判别上述的可变机构故障标志F_VDNG是否是“1”。当该判别结果是“否”，即2个可变机构全都是正常时，进到步骤51，判别发动机起动标志F_ENGSTART是否是“1”。
该发动机起动标志F_ENGSTART是通过在未作图示的判定处理中，根据发动机转速NE和IG·SW 28的接通/断开信号，判定是否是在发动机起动控制中即反冲起动(cranking)中来设定的，具体地说，当是发动机起动控制中时被设定为“1”，当是除此以外时被设定为“0”。
当步骤51的判别结果是“是”，即是发动机起动控制中时，进到步骤52，把点火正时Iglog设定为预定的起动时用值Ig_crk(例如BTDC10°)，之后结束本处理。
另一方面，当步骤51的判别结果是“否”，即不是发动机起动控制中时，进到步骤53，判别油门开度AP是否小于预定值APREF。该预定值APREF是用于判别未踩下油门踏板的值，被设定成可判别为未踩下油门踏板的值(例如1°)。
当该判别结果是“是”，即未踩下油门踏板时，进到步骤54，判别催化剂暖机控制的执行时间Tcat(从发动机3的起动结束后起的经过时间的计时值)是否小于预定值Tcatlmt(例如30sec).该催化剂暖机控制是用于在发动机起动后迅速激活设置在排气管13内的催化剂装置内的催化剂的控制.当该判别结果是“是”，即Tcat＜Tcatlmt时，应执行催化剂暖机控制，进到步骤55，计算催化剂暖机用值Ig_ast.该催化剂暖机用值Ig_ast具体地说是使用下式(29)～(31)的响应指定型控制算法(滑模控制算法或反向步进(back-stepping)控制算法)来计算的.
$\mathrm{Ig}\_\mathrm{ast}=\mathrm{Ig}\_\mathrm{ast}\_\mathrm{base}-\mathrm{Krch}·\sigma \left(m\right)-\mathrm{Kadp}·\underset{i=0}{\overset{m}{\Sigma }}\sigma \left(i\right).....\left(29\right)$
σ(m)＝Enast(m)+pole·Enast(m-1)   ……(30)
Enast(m)＝NE(m)-NE_ast             ……(31)
这些式(29)～(31)中的带有符号(m)的各离散数据表示是与预定的控制周期(在本实施方式是TDC信号的产生周期)同步地采样(或计算)的数据，符号m表示各离散数据的采样周期的序号。另外，在以下说明中，适当省略各离散数据中的符号(m)等。
在上述式(29)中，Ig_ast_base表示预定的催化剂暖机用的基准点火正时(例如BTDC 5°)，Krch、Kadp表示预定的反馈增益。并且，σ是按式(30)所定义的切换函数。在该式(30)中，pole是被设定成使-1＜pole＜0的关系成立的响应指定参数，Enast是使用式(31)所计算的跟随误差。在式(31)中，NE_ast是预定的催化剂暖机用的目标转速(例如1800rpm)。使用以上的控制算法把催化剂暖机用值Ig_ast计算为使发动机转速NE收敛于上述催化剂暖机用的目标转速NE_ast的值。
然后，进到步骤56，把点火正时Iglog设定为上述催化剂暖机用值Ig_ast，之后结束本处理。
另一方面，当步骤53或54的判别结果是“否”时，即Tcat≥Tcatlmt时，或者当踩下了油门踏板时，进到步骤57，执行通常点火正时控制处理。
该通常点火正时控制处理具体地说如图25所示执行。首先，在步骤70中，使用上述方法计算最大估计进气量Gcyl_max。即，通过根据发动机转速NE检索图17所示的表，计算最大估计进气量的基本值Gcyl_max_base，并通过根据发动机转速NE和校正后凸轮相位Cain_comp检索图18所示的映射图，来计算校正系数K_gcyl_max。然后，根据以上计算出的2个值Gcyl_max_base和K_gcyl_max，使用上述式(26)计算最大估计进气量Gcyl_max。
然后，在步骤71中，使用上述式(27)计算归一化进气量Kgcyl。之后，在步骤72中，使用上述方法计算基本点火正时Iglog_map。即，根据归一化进气量Kgcyl、发动机转速NE以及校正后凸轮相位Cain_comp检索图19、20等的基本点火正时映射图，选择多个值，并通过该多个选择值的插值运算，计算基本点火正时Iglog_map。
然后，在步骤73中，使用上述方法计算点火校正值Diglog。即，通过根据进气温度TA、发动机水温TW以及目标空燃比KCMD等检索未作图示的映射图和表，来计算各种校正值，根据这些各种校正值计算点火校正值Diglog。然后，在步骤74中，使用上述式(28)计算点火正时Iglog，之后结束本处理。
回到图24，在步骤57中，如上所述执行通常点火正时控制处理，之后结束本处理。
另一方面，当步骤50的判别结果是“是”，即2个可变机构中的至少一方发生故障时，进到步骤58，计算故障时用值Ig_fs。该故障时用值Ig_fs具体地说是使用下式(32)～(34)的响应指定型控制算法(滑模控制算法或反向步进控制算法)来计算的。
$\mathrm{Ig}\_\mathrm{fs}=\mathrm{Ig}\_\mathrm{fs}\_\mathrm{base}-{\mathrm{Krch}}^{\#}·{\sigma }^{\#}\left(m\right)-{\mathrm{Kadp}}^{\#}·\underset{i=0}{\overset{m}{\Sigma }}{\sigma }^{\#}\left(i\right).....\left(32\right)$
σ#(m)＝Enfs(m)+pole#·Enfs(m-1)  ……(33)
Enfs(m)＝NE(m)-NE_fs              ……(34)
在上述式(32)中，Ig_fs_base表示预定的故障时用的基准点火正时(例如TDC±0°)，Krch#、Kadp#表示预定的反馈增益。并且，σ#是按式(33)所定义的切换函数。在该式(33)中，pole#是被设定成使-1＜pole#＜0的关系成立的响应指定参数，Enfs是使用式(34)所计算的跟随误差。在式(34)中，NE_fs是预定的故障时目标转速(例如2000rpm)。使用以上的控制算法把故障时用值Ig_fs计算为使发动机转速NE收敛于上述故障时目标转速NE_fs的值。
然后，进到步骤59，把点火正时Iglog设定为上述故障时用值Ig_fs，之后结束本处理。
下面，参照图26对由ECU 2执行的校正后值计算处理进行说明。本处理如下所述是计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的处理，相当于上述的校正后值计算部113的计算处理，与预定的控制周期ΔT(在本实施方式是5msec)同步地执行。
首先，在步骤80中，判别上述的反馈控制中标志F_AFFB是否是“1”。当该判别结果是“否”，即空燃比反馈控制不是执行中时，直接结束本处理。另一方面，当该判别结果是“是”，即空燃比反馈控制是执行中时，进到步骤81，通过把存储在RAM内的空燃比校正系数KSTR的值除以存储在RAM内的目标空燃比KCMD的值，计算空燃比指标值KAF。
然后，进到步骤82，使用上述式(16)、(17)的逐次型最小二乘法算法计算空燃比指标值的统计处理值KAF_LS。
然后，在步骤83中，判别发动机水温TW是否高于预定水温TWREF(例如85℃)。当该判别结果是“否”，即发动机3的暖机未完成时，结束本处理。
另一方面，当步骤83的判别结果是“是”，即发动机3的暖机完成时，进到步骤84，判别怠速运转标志F_IDLE是否是“1”。该怠速运转标志F_IDLE当是怠速运转中时被设定为“1”，当是除此以外时被设定为“0”。
当该判别结果是“是”，即是怠速运转中时，进到步骤85，判别怠速运转的执行时间Tidel是否大于等于预定值TREF。当该判别结果是“是”时，进到步骤86，判别转速偏差DNE是否小于预定值DNEREF(例如20rpm)。该转速偏差DNE被计算为怠速运转用的目标转速NE_cmd与发动机转速NE之间的偏差的绝对值。
当步骤86的判别结果是“是”时，校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的计算条件成立，进到后述的步骤89。另一方面，当步骤85或86的判别结果是“否”时，结束本处理。通过这些步骤85、86的判别，在由于从高速运转状态开始减速而开始向怠速运转转移时，或者在怠速运转中紧接着驾驶员空踩油门后，在直到发动机3的运转状态稳定下来的期间，避免计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp，并在运转状态稳定之后，执行计算。
另一方面，当步骤84的判别结果是“否”，即不是怠速运转中时，进到步骤87，判别油门偏差标志F_DAP是否是“1”.该油门偏差标志F_DAP是表示油门开度AP是否处于稳定状态的标志，具体地说，当油门开度的本次值AP(k)与上次值AP(k-1)之间的偏差的绝对值小于等于预定值的状态持续了预定时间以上时被设定为“1”，当是除此以外时被设定为“0”.
当步骤87的判别结果是“是”，即油门开度AP处于不变动而是稳定的状态时，进到步骤88，判别转速偏差标志F_DNE是否是“1”。该转速偏差标志F_DNE是表示发动机转速NE是否处于稳定状态的标志，具体地说，当发动机转速NE的本次值NE(k)与上次值NE(k-1)之间的偏差的绝对值小于等于预定值的状态持续了预定时间以上时被设定为“1”，当是除此以外时被设定为“0”。
当步骤88的判别结果是“是”，即发动机转速NE处于不变动而是稳定的状态时，校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的计算条件成立，进到后述的步骤89。另一方面，当步骤87或88的判别结果是“否”时，结束本处理。通过这些步骤87、88的判别，在直到油门开度AP和发动机转速NE稳定的期间，即，在直到发动机3的运转状态稳定的期间，避免计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp，并在运转状态稳定之后，执行计算。
在继步骤86或88之后的步骤89中，使用上述的计算方法计算升程校正值Dliftin_comp。即，如图27所示，首先，在步骤100中，判别统计处理值KAF_LS是否小于等于下限值KAF_LSL。
当该判别结果是“是”，即KAF_LS≤KAF_LSL时，在步骤101中，把升程校正值的本次值Dliftin_comp(k)设定为从上次值Dliftin_comp(k-1)中减去预定值Ddec后的值，之后结束本处理。
另一方面，当步骤100的判别结果是“否”时，进到步骤102，判别统计处理值KAF_LS是否小于上限值KAF_LSH。当该判别结果是“是”，即KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH时，在步骤103中，把升程校正值的本次值Dliftin_comp(k)设定为上次值Dliftin_comp(k-1)，之后结束本处理。即，升程校正值Dliftin_comp不被更新，而被保持为固定值。
另一方面，当步骤102的判别结果是“否”，即KAF_LSH≤KAF_LS时，在步骤104中，把升程校正值的本次值Dliftin_comp(k)设定为上次值Dliftin_comp(k-1)与预定值Dinc之和，之后结束本处理。
回到图26，在步骤89中，按以上那样计算升程校正值Dliftin_comp，之后进到步骤90，使用上述式(21)计算校正后气门升程Liftin_comp。
然后，在步骤91中，使用上述的计算方法计算相位校正值Dcain_comp。即，如图28所示，首先，在步骤110中，判别凸轮相位Cain是否小于滞后侧的预定值Cain_ret。当该判别结果是“是”，即凸轮相位Cain是滞后侧区域的值时，进到步骤111，把校正项Dcomp设定为值-Dret，并把校正项Dcomp’设定为值Dadv。
另一方面，当步骤110的判别结果是“否”时，进到步骤112，判别凸轮相位Cain是否小于等于超前侧的预定值Cain_adv。当该判别结果是“是”，即Cain_ret≤Cain≤Cain_adv时，进到步骤113，把2个校正项Dcomp、Dcomp’全都设定为值0。
另一方面，当步骤112的判别结果是“否”，即凸轮相位Cain是超前侧区域的值时，进到步骤114，把校正项Dcomp设定为值-Dret，并把校正项Dcomp’设定为值Dadv。
在继以上的步骤111、113或114之后的步骤115中，判别统计处理值KAF_LS是否小于等于下限值KAF_LSL。
当该判别结果是“是”，即KAF_LS≤KAF_LSL时，在步骤116中，把相位校正值的本次值Dcain_comp(k)设定为上次值Dcain_comp(k-1)与校正项Dcomp’之和，之后结束本处理.
另一方面，当步骤115的判别结果是“否”时，进到步骤117，判别统计处理值KAF_LS是否小于上限值KAF_LSH。当该判别结果是“是”，即KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH时，在步骤118中，把相位校正值的本次值Dcain_comp(k)设定为上次值Dcain_comp(k-1)，之后结束本处理。即，相位校正值Dcain_comp不被更新，而被保持为固定值。
另一方面，当步骤117的判别结果是“否”，即KAF_LSH≤KAF_LS时，在步骤119中，把相位校正值的本次值Dcain_comp(k)设定为上次值Dcain_comp(k-1)与校正项Dcomp之和，之后结束本处理。
回到图26，在步骤91中，按以上那样计算相位校正值Dcain_comp，之后进到步骤92，使用上述式(25)计算校正后凸轮相位Cain_comp。之后结束本处理。
如上所述，在该校正后值计算处理中，当步骤83～86的判别结果全都是“是”时，或者当步骤84的判别结果是“否”、而且步骤87、88的判别结果全都是“是”时，执行校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的计算。即，在发动机3的暖机结束后，在怠速运转中，当发动机3的运转状态稳定时，或者在怠速运转以外，当油门开度AP和发动机转速NE的变动量小并处于稳定的运转状态时，计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp，因而可确保良好的计算精度。
以下，参照图29对由ECU 2执行的可变机构控制处理进行说明。本处理是计算用于分别控制2个可变机构的2个控制输入U_Liftin和U_Cain的处理，是按照上述预定的控制周期ΔT，继上述的校正后值计算处理之后来执行。
在该处理中，首先，在步骤130中，判别上述可变机构故障标志F_VDNG是否是“1”。当该判别结果是“否”，即2个可变机构全都是正常时，进到步骤131，判别上述发动机起动标志F_ENGSTART是否是“1”。
当该判别结果是“是”，即是发动机起动控制中时，进到步骤132，通过根据发动机水温TW检索图30所示的表，来计算目标气门升程Liftin_cmd。
在该表中，目标气门升程Liftin_cmd在发动机水温TW高于预定值TWREF1的范围内，被设定为发动机水温TW越低则越大的值，并且在TW≤TWREF1的范围内，被设定为预定值Liftinref。这是因为，由于在发动机水温TW低的情况下，可变气门升程机构50的摩擦增大，因而对此进行补偿。
然后，在步骤133中，通过根据发动机水温TW检索图31所示的表，来计算目标凸轮相位Cain_cmd。
在该表中，目标凸轮相位Cain_cmd在发动机水温TW高于预定值TWREF 2的范围内，被设定为发动机水温TW越低则越是滞后侧的值，并且在TW≤TWREF 2的范围内，被设定为预定值Cainref。这是为了在发动机水温TW低的情况下，与发动机水温TW高的情况相比把凸轮相位Cain控制到更靠滞后侧，减小气门重叠度，从而使进气流速上升，实现燃烧的稳定化。
然后，进到步骤134，使用下式(35)～(38)所示的目标值滤波型2自由度滑模控制算法计算升程控制输入U_Liftin。
$U\_\mathrm{Liftin}=-\mathrm{Krch}\_\mathrm{lf}·\sigma \_\mathrm{lf}\left(k\right)-\mathrm{Kadp}\_\mathrm{lf}·\underset{i=0}{\overset{k}{\Sigma }}\sigma \_\mathrm{lf}\left(i\right).....\left(35\right)$
σ_lf(k)＝E_lf(k)+pole_lf·E_lf(k-1)             ……(36)
E_lf(k)＝Liftin_comp(k)-Liftin_cmd_f(k)          ……(37)
Liftin_cmd_f(k)＝-pole_f_lf·Liftin_cmd_f(k-1)
                 +(1+pole_f_lf)·Liftin_cmd(k)   ……(38)
在该式(35)中，Krch_lf表示预定的趋近律增益，Kadp_lf表示预定的自适应律增益，而且，σlf是按式(36)所定义的切换函数。在该式(36)中，pole_lf是被设定成使-1＜pole_lf＜0的关系成立的响应指定参数，E_lf是使用式(37)所计算的跟随误差。在该式(37)中，Liftin_cmd_f是目标气门升程的滤波值，是使用式(38)所示的一次延迟滤波算法来计算的。在该式(38)中，pole_f_lf是被设定成使-1＜pole_f_lf＜0的关系成立的目标值滤波设定参数。
然后，进到步骤135，通过下式(39)～(42)所示的目标值滤波型2自由度滑模控制算法计算相位控制输入U_Cain。
$U\_\mathrm{Cain}=-\mathrm{Krch}\_\mathrm{ca}·\sigma \_\mathrm{ca}\left(k\right)-\mathrm{Kadp}\_\mathrm{ca}·\underset{i=0}{\overset{k}{\Sigma }}\sigma \_\mathrm{ca}\left(i\right).....\left(39\right)$
σ_ca(k)＝E_ca(k)+pole_ca·E_ca(k-1)       ……(40)
E_ca(k)＝Cain_comp(k)-Cain_cmd-f(k)        ……(41)
Cain_cmd_f(k)＝-pole_f_ca·Cain_cmd_f(k-1)
              +(1+pole_f_ca)·Cain_cmd(k)  ……(42)
在该式(39)中，Krch_ca表示预定的趋近律增益，Kadp_ca表示预定的自适应律增益，而且，σ_ca是按式(40)所定义的切换函数。在该式(40)中，pole_ca是被设定成使-1＜pole_ca＜0的关系成立的响应指定参数，E_ca是使用式(41)所计算的跟随误差。在该式(41)中，Cain_cmd_f是目标凸轮相位的滤波值，是使用式(42)所示的一次延迟滤波算法来计算的。在该式(42)中，pole_f_ca是被设定成使-1＜pole_f_ca＜0的关系成立的目标值滤波设定参数。
在步骤135中，按以上那样计算相位控制输入U_Cain，之后结束本处理。
另一方面，当步骤131的判别结果是“否”，即不是发动机起动控制中时，进到步骤136，判别油门开度AP是否小于预定值APREF。当该判别结果是“是”，即未踩下油门踏板时，进到步骤137，判别催化剂暖机控制的执行时间Tcat是否小于预定值Tcatlmt。
当该判别结果是“是”，即Tcat＜Tcatlmt时，应执行催化剂暖机控制，进到步骤138，通过根据催化剂暖机控制的执行时间Tcat和发动机水温TW检索图32所示的映射图，来计算目标气门升程Liftin_cmd。在该图中，TW1～TW3表示TW1＜TW2＜TW3的关系成立的发动机水温TW的预定值，这一点在以下说明中也是一样。
在该映射图中，目标气门升程Liftin_cmd被设定为发动机水温TW越低则越大的值.这是因为，由于发动机水温TW越低，催化剂活化所需要的时间就越长，因而通过增大排气容积，缩短催化剂活化所需要的时间.除此以外，在该映射图中，目标气门升程Liftin_cmd在催化剂暖机控制的执行时间Tcat短的期间，被设定为执行时间Tcat越长则越大的值，在执行时间Tcat经过了一定程度之后，被设定为执行时间Tcat越长则越小的值.这是为了避免在随着执行时间Tcat的经过，发动机3的暖机进行，从而摩擦下降的情况下，如果不减少吸入空气量，则为使发动机转速NE维持在目标值，点火正时处于被过度滞后控制的状态，燃烧状态变得不稳定.
然后，在步骤139中，通过根据催化剂暖机控制的执行时间Tcat和发动机水温TW检索图33所示的映射图，计算目标凸轮相位Cain_cmd。
在该映射图中，目标凸轮相位Cain_cmd被设定为发动机水温TW越低则越是超前侧的值。这是因为，由于发动机水温TW越低，如上所述催化剂活化所需要的时间就越长，因而通过减少泵气损失(pumping loss)，并增大吸入空气量，缩短催化剂活化所需要的时间。除此以外，在该映射图中，目标凸轮相位Cain_cmd在催化剂暖机控制的执行时间Tcat短的期间，被设定为执行时间Tcat越长则越是滞后侧的值，在执行时间Tcat经过一定程度之后，被设定为执行时间Tcat越长则越是超前侧的值。这是根据与在图32的说明中所述相同的理由。
然后，如上所述，执行步骤134和135，之后结束本处理。
另一方面，当步骤136或137的判别结果是“否”时，即Tcat≥Tcatlmt时，或者当踩下了油门踏板时，进到步骤140，通过根据发动机转速NE和油门开度AP检索图34所示的映射图，计算目标气门升程Liftin_cmd。在该图中，AP1～AP3表示AP1＜AP2＜AP3的关系成立的油门开度AP的预定值，这一点在以下的说明中也是一样。
在该映射图中，目标气门升程Liftin_cmd被设定为发动机转速NE越高、或者油门开度AP越大则越大的值。这是因为，发动机转速NE越高、或者油门开度AP越大，对发动机3的要求输出则越大，从而要求更大的吸入空气量。
然后，在步骤141中，通过根据发动机转速NE和油门开度AP检索图35所示的映射图，计算目标凸轮相位Cain_cmd。在该映射图中，当油门开度AP小且在中转速区域内时，目标凸轮相位Cain_cmd被设定为与除此以外时相比更靠近超前侧的值。这是因为，在这种运转状态下，有必要降低内部EGR量，减少泵气损失。
继步骤141之后，如上所述，执行步骤134和135，之后结束本处理。
另一方面，当步骤130的判别结果是“是”，即2个可变机构中的至少一方发生故障时，进到步骤142，把升程控制输入U_Liftin设定为预定的故障时用值U_Liftin_fs，并把相位控制输入U_Cain设定为预定的故障时用值U_Cain_fs，之后结束本处理。这样，如上所述，气门升程Liftin被保持为最小值Liftinmin，并且凸轮相位Cain被保持为预定的锁定值，由此，可在停车中适当地执行怠速运转或发动机起动，同时可在行驶中维持低速行驶状态。
下面，对按以上那样所构成的第1实施方式的控制装置1的空燃比控制的模拟结果进行说明。图36示出了在根据转动角传感器25的检测信号所计算的气门升程Liftin(实线所示的值)偏离到比实际的气门升程(双点划线所示的值)小的一侧的情况下，在怠速运转中执行基于空燃比校正系数KSTR的空燃比反馈控制时的控制结果例。
在该图中，阴影线所示的区域表示升程校正值Dliftin_comp和校正后气门升程Liftin_comp全都被更新(变更)的区域。另外，在怠速运转中，由于凸轮相位Cain被控制在Cain_ret≤Cain≤Cain_adv的范围内，因而校正后凸轮相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp全都不变化，因此在图36中，省略表示这些值Cain_comp、Dcain_comp的曲线。
并且，为了比较，图37示出了在气门升程Liftin(虚线所示的值)偏离到比实际的气门升程(双点划线所示的值)小的一侧的情况下，在怠速运转中，不校正气门升程Liftin(即，不使用校正后气门升程Liftin_comp)，而执行基于空燃比校正系数KSTR的空燃比反馈控制时的控制结果例。
如图37所示，在空燃比反馈控制的开始时刻，气门升程Liftin偏离到比实际的气门升程小的一侧，并且在该偏差程度较大的情况下，由于两者的偏差而使吸入到气缸3a内的实际空气量比计算进气量Gcy1多很多，混合气的实际空燃比偏离到稀侧，因而检测空燃比KACT处于比起目标空燃比KCMD朝稀侧偏离很多的状态。为了校正这种状态，在空燃比控制中，虽然空燃比校正系数KSTR被计算为超过上限值KSTRmax的相当浓侧的值，但是通过上述的限幅处理被限制为上限值KSTRmax。结果，即使时间经过，检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD也被保持为稀侧的值，而不收敛于目标空燃比KCMD。
另一方面，如图36所示，在本实施方式的控制装置1的情况下，在空燃比反馈控制的开始时刻(时刻t0)，气门升程Liftin和校正后气门升程Liftin_comp偏离到比实际的气门升程(双点划线所示的值)小的一侧，起因于此，检测空燃比KACT处于比起目标空燃比KCMD朝稀侧偏离很多的状态，空燃比指标值KAF被保持为最大值KAFmax(＝KSTRmax/KCMD)。
然后，随着校正后气门升程Liftin_comp的计算处理的进行，校正后气门升程Liftin_comp被校正成接近实际的气门升程。与此并行，随着使用校正后气门升程Liftin_comp的空燃比反馈控制的进行，检测空燃比KACT变化成收敛于目标空燃比KCMD，空燃比指标值的统计处理值KAF_LS穿过上限值KAF_LSH，成为KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH的范围内的值(时刻t1)。此后，升程校正值Dliftin_comp被保持为固定值，校正后气门升程Liftin_comp被保持为固定值，并且检测空燃比KACT被控制成收敛于目标空燃比KCMD。如上所述，根据本实施方式的控制装置1，可知，由于校正后气门升程Liftin_comp被计算成接近实际值，因而在使用这种校正后气门升程Liftin_comp的同时，执行空燃比反馈控制，从而可使检测空燃比KACT迅速收敛于目标空燃比KCMD。
并且可知，随着空燃比反馈控制的进行，虽然由于运转状态的变化而使空燃比指标值KAF在振动状态下变动，但是统计处理值KAF_LS是使用逐次型最小二乘法算法来计算的，从而被计算为在避免影响空燃比指标值KAF的变动状态的同时，表现出稳定变动状态的值。
如上所述，根据本实施方式的控制装置1，在发动机3的怠速运转中，或者在处于稳定的运转状态的情况下，当执行基于空燃比校正系数KSTR的空燃比反馈控制时，校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp分别被计算为根据空燃比指标值的统计处理值KAF_LS校正了气门升程Liftin和凸轮相位Cain后的值.根据上述理由，在发生校正后气门升程Liftin_comp(或气门升程Liftin)相对于实际值的偏差、或者校正后凸轮相位Cain_comp(或凸轮相位Cain)相对于实际值的偏差的情况下，由于这种偏差而使空燃比指标值KAF表现出大于值1的值或小于值1的值.即，由于上述偏差被反映在空燃比指标值KAF上，因而在使用根据这种空燃比指标值的统计处理值KAF_LS所计算的校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的同时，计算燃料喷射量TOUT和点火正时Iglog，从而可在补偿上述的偏差影响的同时，适当地执行空燃比控制和点火正时控制.由此，可使稳定的燃烧状态和良好的排气特性都得到确保，并可使燃烧效率和燃料效率都维持在良好状态.
并且，一般，在空燃比控制中，当发动机3的运转状态或燃烧状态变化时，伴随于此，空燃比的控制状态在稀侧方向与浓侧方向之间振动性地变动，由此，空燃比校正系数KSTR振动性地变动，空燃比指标值KAF也振动性地变动。因此，在使用这种空燃比指标值KAF来计算出校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的情况下，这些计算值也振动性地变动，空燃比控制和点火正时控制的控制精度下降，从而发生喘振和发动机转速NE的变动，具有运转性下降的可能性。相比之下，在本发明中，由于使用通过逐次型最小二乘法算法对空燃比指标值KAF实施了统计处理后的统计处理值KAF_LS，因而可避免发生喘振和发动机转速NE的变动，可确保良好的运转性。
而且，当统计处理值KAF_LS不在KAF_LSL＜KAF_LS＜KAF_LSH的范围内时，更新升程校正值Dliftin_comp和相位校正值Dcain_comp，以使统计处理值KAF_LS处于该范围内，并且当统计处理值KAF_LS在上述范围内时，停止更新2个校正值Dliftin_comp和Dcain_comp，保持为固定值，因而可避免校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的计算处理与空燃比反馈控制相互干涉。由此，可提高空燃比控制的控制精度，可改善排气特性。
并且，根据校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp计算第1估计进气量Gcyl_vt，并根据由空气流量传感器22所检测的空气流量Gin计算第2估计进气量Gcyl_afm。然后，使用式(4)，作为第1和第2估计进气量Gcyl_vt和Gcyl_afm的加权平均值而计算出计算进气量Gcyl，并且在Gin_vt≤Gin1的范围内，为Gcyl＝Gcyl_vt，在Gin2≤Gin_vt的范围内，为Gcyl＝Gcyl_afm。
在空燃比控制中，由于根据计算进气量Gcyl计算燃料喷射量TOUT，因而当Gin_vt≤Gin1时，即，当由于进气通路12a内的空气流量小而使空气流量传感器22的检测信号的可靠性低，使第1估计进气量Gcyl_vt的可靠性超过第2估计进气量Gcyl_afm的可靠性时，可以根据可靠性更高的第1估计进气量Gcyl_vt，精度良好地计算燃料喷射量TOUT。并且，当Gin2≤Gin_vt时，即，当由于进气通路12a内的空气流量大而使空气流量传感器22的检测信号的可靠性高，使第2估计进气量Gcyl_afm的可靠性超过第1估计进气量Gcyl_vt的可靠性时，可以根据可靠性更高的第2估计进气量Gcyl_afm，精度良好地计算燃料喷射量TOUT。如上所述，在第1估计进气量Gcyl_vt的可靠性超过第2估计进气量Gcyl_afm的可靠性的低负荷区域、或者相反的负荷区域内，都能精度良好地计算燃料喷射量TOUT，因而可提高空燃比控制的控制精度。结果，可改善燃料效率和排气特性。
另一方面，在点火正时控制中，由于使用作为计算进气量Gcyl与最大估计进气量Gcyl_max之比的归一化进气量Kgcyl计算点火正时Iglog，因而当Gin_vt≤Gin1时，或者当Gin2≤Gin_vt时，即，即使在第1和第2估计进气量Gcyl_vt和Gcyl_afm中的一方的可靠性超过另一方的负荷区域内，也能根据可靠性更高的一方的值，精度良好地计算点火正时Iglog。由此，可提高点火正时控制的控制精度，结果，可改善燃料效率和燃烧稳定性。
另外，第1实施方式是根据使用逐次型最小二乘法算法对空燃比指标值KAF进行统计处理后的统计处理值KAF_LS计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的例子，然而可以取代统计处理值KAF_LS，而根据空燃比指标值KAF计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp.而且，可以取代统计处理值KAF_LS，而根据空燃比校正系数KSTR或者使用逐次型最小二乘法算法对空燃比校正系数KSTR进行统计处理后的值，计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp.
并且，可以根据气门升程Liftin和统计处理值KAF_LS(或空燃比指标值KAF)，通过映射图检索来计算校正后气门升程Liftin_comp。与此相同，也可以根据凸轮相位Cain和统计处理值KAF_LS(或空燃比指标值KAF)，通过映射图检索来计算校正后凸轮相位Cain_comp。
而且，计算统计处理值KAF_LS的统计处理算法不限于第1实施方式的固定增益式的逐次型最小二乘法算法，只要是能避免空燃比指标值KKAF的振动变动影响的统计处理算法即可。例如，作为计算统计处理值KAF_LS的统计处理算法，可以使用可变增益式的逐次型最小二乘法算法和移动平均算法等。
下面，对根据本发明的第2实施方式的控制装置1A进行说明。由于该控制装置1A与上述的第1实施方式的控制装置1相比，除一部分以外，构成相同，因而以下，以与第1实施方式的控制装置1的不同点为中心进行说明。该控制装置1A如图38和图39所示，具有空燃比控制器200和点火正时控制器230，这些空燃比控制器200和点火正时控制器230具体地说，由ECU 2构成。在本实施方式中，空燃比控制器200相当于燃料量决定单元和空燃比控制单元，点火正时控制器230相当于点火正时决定单元。
如两图所示，在该空燃比控制器200和点火正时控制器230中，校正后值计算部213以外的部分与上述的空燃比控制器100和点火正时控制器130结构相同，因而以下，对与2个控制器100、130相同的结构附上相同符号，省略其说明，并仅对校正后值计算部213(校正单元)进行说明。
该校正后值计算部213根据目标空燃比KCMD和检测空燃比KACT，计算校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp，如图40所示，具有：空燃比偏差计算部214，最小二乘法滤波器215，非线性处理滤波器216、217以及加法要素218、219。
首先，在空燃比偏差计算部214中，通过从检测空燃比KACT中减去目标空燃比KCMD，来计算空燃比偏差EAF(＝KACT-KCMD)。在本实施方式中，空燃比偏差EAF相当于控制状态值。
然后，在最小二乘法滤波器215中，使用下式(43)、(44)所示的固定增益式的逐次型最小二乘法算法来计算空燃比偏差的统计处理值(以下简称为“统计处理值”)EAF_LS。
$\mathrm{EAF}\_\mathrm{LS}\left(k\right)=\mathrm{EAF}\_\mathrm{LS}(k-1)+\frac{P\_l{s}^{,}}{1+P\_l{s}^{,}}·{e\_\mathrm{ls}}^{,}\left(k\right).....\left(43\right)$
e_ls’(k)＝EAF(k)-EAF_LS(k-1)     ……(44)
在该式(43)中，e_ls’是使用式(44)所计算的偏差，P_ls’表示预定增益(固定值)。
并且，在非线性处理滤波器216中，根据上述统计处理值EAF_LS与预定的上下限值EAF_LSH、EAF_LSL的比较结果，使用下式(45)～(47)中的任意一方计算升程校正值Dliftin_comp。
·当EAF_LS(k)≥EAF_LSH时
Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)-Ddec    ……(45)
·当EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH时
Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)         ……(46)
·当EAF_LS(k)≤EAF_LSL时
Dliftin_comp(k)＝Dliftin_comp(k-1)+Dinc    ……(47)
然后，在加法要素218中，使用下式(48)计算校正后气门升程Liftin_comp。
Liftin_comp(k)＝Liftin(k)+Dliftin_comp(k)  ……(48)
在该校正后值计算部213中，按以上那样计算校正后气门升程Liftin_comp和升程校正值Dliftin_comp。这是根据以下理由。即，根据上述理由，在根据转动角传感器25的检测信号所计算的气门升程Liftin相对于实际值发生偏差的情况下，在稳定的运转状态时，如果执行空燃比反馈控制，则由于气门升程Liftin的偏差，检测空燃比KACT处于偏离到稀侧或浓侧而不收敛于目标空燃比KCMD的状态。
例如，在气门升程Liftin表现出比实际值小的值的情况下，实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl大的值，从而使检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到稀侧。结果，当例如KCMD＝1时，空燃比偏差EAF(＝KACT-KCMD)＜0。与此相反，在气门升程Liftin表现出比实际值大的值的情况下，由于检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到浓侧，因而当例如KCMD＝1时，EAF＞0。在气门升程Liftin相对于实际值的偏差和空燃比偏差EAF之间具有以上那样的相关关系，在本实施方式中，由于使用根据校正后气门升程Liftin_comp所计算的计算进气量Gcyl来执行空燃比控制，因而校正后气门升程Liftin_comp相对于实际值的偏差被反映在空燃比偏差EAF上。
因此，当EAF_LS(k)≥EAF_LSH时，由于气门升程Liftin偏离到比实际值大的一侧，因而如上述式(45)所示，通过减少升程校正值Dliftin_comp，可使校正后气门升程Liftin_comp接近实际的气门升程。另一方面，当EAF_LS(k)≤EAF_LSL时，由于气门升程Liftin偏离到比实际值小的一侧，因而如上述式(47)所示，通过增大升程校正值Dliftin_comp，可使校正后气门升程Liftin_comp接近实际值(参照后述的图41)。
并且，当EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH时，升程校正值Dliftin_comp不被更新，而被保持为固定值。这是为了如上所述避免校正后气门升程Liftin_comp的计算处理与空燃比反馈控制相互干涉。并且，上下限值EAF_LSH、EAF_LSL被设定成如下的值：即使由于校正后气门升程Liftin_comp与实际值之间的偏差减小而把升程校正值Dliftin_comp保持为固定值并停止更新校正后气门升程Liftin_comp，空燃比控制的控制精度也不下降(例如EAF_LSH＝0.1，EAF_LSL＝-0.1)。
另一方面，在非线性处理滤波器217中，根据上述统计处理值EAF_LS与预定的上下限值EAF_LSH、EAF_LSL的比较结果，使用下式(49)～(51)中的任意一方计算相位校正值Dcain_comp。
·当EAF_LS(k)≥EAF_LSH时
Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp    ……(49)
·当EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH时
Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)          ……(50)
·当EAF_LS(k)≤EAF_LSL时
Dcain_comp(k)＝Dcain_comp(k-1)+Dcomp’  ……(51)
上述式(49)、(51)中的校正项Dcomp、Dcomp’根据凸轮相位Cain与超前侧和滞后侧的预定值Cain_adv、Cain_ret的比较结果被设定为以下那样的值。
·当Cain(k)＞Cain_adv时
Dcomp＝-Dret
Dcomp’＝Dadv
·当Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv时
Dcomp＝0
Dcomp’＝0
·当Cain(k)＜Cain_ret时
Dcomp＝Dadv
Dcomp’＝-Dret
然后，在加法要素219中，使用下式(52)计算校正后凸轮相位Cain_comp。
Cain_comp(k)＝Cain(k)+Dcain_comp(k)       ……(52)
在校正后值计算部213中，按以上那样计算校正后凸轮相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp。这是根据以下理由。即，根据上述理由，在根据2个传感器20、26的检测信号所计算的凸轮相位Cain相对于实际的凸轮相位偏离到超前侧或滞后侧的情况下，当执行空燃比反馈控制时，由于气门重叠度的变化或者由进气门4的迟闭引起的回吹量的变化，检测空燃比KACT处于偏离到稀侧或浓侧而不收敛于目标空燃比KCMD的状态。结果，当例如KCMD＝1时，EAF＜0或者EAF＞0。在凸轮相位Cain相对于实际值的偏差和空燃比偏差EAF之间具有以上那样的相关关系，在本实施方式中，由于使用根据校正后凸轮相位Cain_comp所计算的计算进气量Gcyl来执行空燃比控制，因而校正后凸轮相位Cain_comp相对于实际值的偏差被反映在空燃比偏差EAF上。
因此，在EAF_LS(k)≥EAF_LSH的情况下，当Cain(k)＞Cain_adv，即凸轮相位Cain是超前侧区域的值时，在计算进气量Gcyl的计算中使用的校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到超前侧，从而由于气门重叠度的增大而使实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl小的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到浓侧。因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更滞后侧，因而在式(49)中，把校正项Dcomp设定为值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更小的值。
而且，在EAF_LS(k)≥EAF_LSH的情况下，当Cain(k)＜Cain_ret，即凸轮相位Cain是滞后侧区域的值时，校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到滞后侧，从而由于进气门4的迟闭程度的增大，进气的回吹量增大，实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl小的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到浓侧。因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更超前侧，因而在式(49)中，把校正项Dcomp设定为值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更大的值。
另一方面，在EAF_LS(k)≤EAF_LSL的情况下，当Cain(k)＞Cain_adv，即凸轮相位Cain是超前侧区域的值时，校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到滞后侧，从而由于气门重叠度的减少而使实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl大的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到稀侧.因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更超前侧，因而在式(51)中，把校正项Dcomp’设定为值Dadv，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更大的值.
而且，在EAF_LS(k)≤EAF_LSL的情况下，当Cain(k)＜Cain_ret，即凸轮相位Cain是滞后侧区域的值时，校正后凸轮相位Cain_comp比起实际值偏离到超前侧，从而由于进气门4的迟闭程度的减少，进气的回吹量减少，并且实际的吸入空气量成为比计算进气量Gcyl大的值，结果，估计为检测空燃比KACT比起目标空燃比KCMD偏离到稀侧。因此，由于有必要把校正后凸轮相位Cain_comp校正到更滞后侧，因而在式(51)中，把校正项Dcomp’设定为值-Dret，以使相位校正值Dcain_comp被计算为更小的值。
另一方面，当EAF_LSL＜EAF_LS(k)＜EAF_LSH时，或者当Cain_ret≤Cain(k)≤Cain_adv时，相位校正值Dcain_comp不被更新，而被保持为固定值。这是为了通过把相位校正值Dcain_comp保持为固定值并停止更新校正后凸轮相位Cain_comp，避免校正后凸轮相位Cain_comp的计算处理与空燃比反馈控制相互干涉。并且，上下限值EAF_LSH、EAF_LSL以及预定值Cain_adv、Cain_ret被设定成如下的值：即使由于校正后凸轮相位Cain_comp与实际值之间的偏差减小而把相位校正值Dcain_comp保持为固定值并停止更新校正后凸轮相位Cain_comp，空燃比控制的控制精度也不下降。
下面，对以上那样所构成的第2实施方式的控制装置1A的控制结果进行说明。图41示出在根据转动角传感器25的检测信号所计算的气门升程Liftin(实线所示的值)偏离到比实际的气门升程(双点划线所示的值)小的侧的情况下，在怠速运转中，执行基于空燃比校正系数KSTR的空燃比反馈控制和校正后值计算处理时的控制结果的一例。
在该图中，阴影线所示的区域表示升程校正值Dliftin_comp和校正后气门升程Liftin_comp全都被更新的区域。并且，如上所述，在怠速运转中，由于凸轮相位Cain被控制在Cain_ret≤Cain≤Cain_adv的范围内，因而校正后凸轮相位Cain_comp和相位校正值Dcain_comp全都不变化，因此在图41中，省略表示这些值Cain_comp、Dcain_comp的曲线。
如图41所示，在第2实施方式的控制装置1A的情况下，在空燃比反馈控制的开始时刻(时刻t10)，气门升程Liftin即校正后气门升程Liftin_comp偏离到比实际的气门升程小的一侧，起因于此，检测空燃比KACT处于比起目标空燃比KCMD朝稀侧偏离很多的状态，空燃比偏差EAF成为值-1附近的值。因此，空燃比校正系数KSTR被计算为大幅超过最大值KSTRmax的值，因而通过上述限幅处理被限制为最大值KSTRmax。
然后，随着校正后气门升程Liftin_comp的计算处理的进行，校正后气门升程Liftin_comp被校正成接近实际的气门升程。与此并行，随着使用校正后气门升程Liftin_comp的空燃比反馈控制的进行，检测空燃比KACT向目标空燃比KCMD侧变化，空燃比偏差的统计处理值EAF_LS穿过下限值EAF_LSL，成为EAF_LSL＜EAF_LS＜EAF_LSH的范围内的值(时刻t11)。此后，升程校正值Dliftin_comp被保持为固定值，校正后气门升程Liftin_comp也被保持为固定值。结果，检测空燃比KACT被保持在比起目标空燃比KCMD朝稀侧偏离少许的状态，并且空燃比校正系数KSTR被保持为最大值KSTRmax。
并且可知，随着空燃比反馈控制的进行，虽然空燃比偏差EAF在振动状态下变动，但是统计处理值EAF_LS是使用逐次型最小二乘法算法来计算的，从而被计算为在避免空燃比偏差EAF的变动状态影响的同时，表现出稳定变动状态的值。
而且可知，在该第2实施方式的控制装置1A的情况下，由于空燃比偏差的统计处理值EAF_LS成为EAF_LSL＜EAF_LS＜EAF_LSH的范围内的值以后，空燃比校正系数KSTR被保持为最大值KSTRmax，因而上述的第1实施方式的控制装置1在空燃比控制中可确保更良好的控制性和稳定性.
如上所述，在第2实施方式的控制装置1A中，由于校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp分别被计算为把气门升程Liftin和凸轮相位Cain校正到实际值侧后的值，因而可在使用这种校正后气门升程Liftin_comp和校正后凸轮相位Cain_comp的同时，执行空燃比反馈控制和点火正时控制，由此，可取得与上述的第1实施方式的控制装置1相同的作用效果。
另外，各实施方式是把本发明的控制装置1应用于车辆用的内燃机3的例子，然而本发明的控制装置1不限于此，可应用于船舶用和发电用等的各种用途的内燃机。
并且，各实施方式是使用可变气门升程机构50和可变凸轮相位机构70作为可变进气机构的例子，然而可变进气机构不限于这些，只要是能变更吸入到发动机3的燃烧室内的吸入空气量的装置即可。例如，作为可变进气机构，可以使用现有的节气门机构，在该情况下，可以把节气门的开度用作工作状态参数。
而且，各实施方式是使用气门升程Liftin和凸轮相位Cain作为工作状态参数的例子，然而也可以使用它们中的仅一方作为工作状态参数。
根据本发明的控制装置，通过根据作为反映了空燃比偏差的值而计算出的空燃比控制参数或者作为这种参数而检测出的空燃比参数来校正工作状态参数，可适当地校正工作状态参数的检测值与实际值之间的偏差。结果，即使在由于工作状态参数检测单元的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污物附着以及由老化引起的游隙等而使工作状态参数的检测值相对于实际值发生偏差的情况下，也能在补偿这种偏差影响的同时，适当地决定燃料量。由此，可适当地进行空燃比控制，可使稳定的燃烧状态和良好的排气特性全都得到确保。
并且，通过根据作为反映了空燃比偏差的值而检测出的空燃比控制状态或空燃比参数来校正工作状态参数，可适当地校正工作状态参数的检测值与实际值之间的偏差。结果，即使在由于工作状态参数检测单元的检测值的漂移、可变进气机构中的构成部件的磨损、污物附着以及由老化引起的游隙等而使工作状态参数的检测值相对于实际值发生偏差的情况下，也能在补偿这种偏差影响的同时，适当地决定点火正时。由此，可确保点火正时控制中的良好控制精度，可使燃烧效率和燃料效率全都维持在良好状态。
因此，本发明应用于内燃机的控制装置，即使在可变进气机构的工作状态检测结果的可靠性下降的情况下，也能根据实际的吸入空气量适当地进行空燃比控制和点火正时控制，在通过前者可使稳定的燃烧状态和良好的排气特性全都得到确保的方面，以及通过后者可确保点火正时控制中的良好控制精度，可使燃烧效率和燃料效率全都维持在良好状态的方面是有用的。