JP5229428B1 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

可変ノズルベーン機構を有するターボチャージャを備えたディーゼルエンジンにおいて、過給圧ＰＩＭ、吸入ガス量ＧＣＹＬ、吸入ガス温度ＴＩＭ、冷却水温度ＴＨＷ、パイロット噴射時期ＡＩＮＪＰ、パイロット噴射量ｑｐｌからパイロット噴射での推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔを算出すると共に、エンジン回転数ＮＥ及びエンジン負荷ＱＦＩＮからパイロット噴射での目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇを算出する。目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇから推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔを減算して偏差Ｄｄｉｆを求め、この偏差ＤｄｉｆからＶＮ開度制御値ＰＶＮを算出し、推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔが目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇに一致するように可変ノズルベーン機構のＶＮ開度を制御する。

Description

本発明は、ディーゼルエンジンに代表される圧縮自着火式内燃機関の制御装置に係る。特に、本発明は、着火遅れ期間の適正化を図るための対策に関する。

例えば下記の特許文献１や特許文献２に開示されているように、自動車等に搭載されるディーゼルエンジンの燃焼は、主として予混合燃焼及び拡散燃焼により成り立つことが知られている。具体的には、インジェクタから燃焼室内への燃料噴射が開始されると、先ず、燃料の気化拡散により可燃混合気が生成される（着火遅れ期間）。次に、この可燃混合気が燃焼室の数ヶ所でほぼ同時に自己着火し、急速に燃焼が進む（予混合燃焼）。そして、この予混合燃焼によって十分に温度上昇した燃焼室内に対し、燃料噴射が継続され、または、所定のインターバル（燃料噴射停止期間）を経て燃料噴射が開始されることで拡散燃焼が行われる。その後、燃料噴射が終了した後にも未燃燃料が存在するため、しばらくの間、熱発生が続けられる（後燃え期間）。

ところで、近年、自動車の排気エミッション規制の強化（Ｅｕｒｏ６等）に伴い、環境変化や運転過渡等に起因して、筒内の圧力、温度、ガス（空気）量、酸素濃度等といった混合気の着火時期に影響を与えるパラメータ（燃焼状態量とも呼ばれる）が変化する状況になっても、混合気の着火時期を適正化し、これによって排気エミッションを改善すると共に、燃焼変動や失火を防止することが要求されている。

そして、この混合気の着火時期を適正化するための手段として、着火遅れ期間の適正化を図ることが知られている。具体的には、吸気の過給圧を一定にしたり、筒内へ供給されるガス量（空気量）を一定にすることが挙げられる。例えば可変容量型の過給機を備えたエンジンにおいて、可変容量機構（例えばノズルベーン機構）の調整によって吸気の過給圧を一定にしたり、筒内へ供給されるガス量を一定にするものである。

特開２００９−７９６６号公報 特開２００９−８５１１８号公報

ところが、上述した如く吸気の過給圧を一定にしたり筒内へ供給されるガス量を一定にしたとしても、着火遅れ期間の適正化を図るには限界がある。その理由を以下に述べる。仮に吸気の過給圧を一定にしたとしても、外気温度や、過給後のガス温度や、ＥＧＲ率等が異なれば筒内へ供給されるガスの温度が異なることになり、それに起因して気筒内への吸入ガス量が変化し、気筒内での圧縮端温度が変化してしまうことになる。このため、この温度の変化によって燃料の着火タイミングが変動し、その結果、着火遅れ期間が適正な値からずれてしまうことになる。また、仮に筒内へ供給されるガス量を一定にしたとしても、上述したように吸気温度に関連するパラメータ（上記外気温度等）が異なれば、燃料噴射時期におけるガス温度や筒内圧が変化してしまうことになる。その結果、この場合にも着火遅れ期間が適正な値からずれてしまうことになる。

具体例として外気温度が変化する場合について説明する。図１０（ａ）は外気温度の変化に対する吸入ガス量の変化を、図１０（ｂ）は外気温度の変化に対する過給圧の変化を、図１０（ｃ）は外気温度の変化に対する着火遅れ期間の変化をそれぞれ示す図であって、図中の実線は過給圧を一定にした場合を、図中の破線は吸入ガス量を一定にした場合をそれぞれ示している。過給圧を一定にした場合、外気温度の変化に伴って吸入ガス量が変化する（外気温度が高くなるほど吸入ガス量が少なくなる；図１０（ａ）の実線を参照）。そして、外気温度が高くなるほど着火遅れ期間は短くなる（図１０（ｃ）の実線を参照）。一方、ガス量を一定にした場合、外気温度の変化に伴って過給圧が変化する（外気温度が高くなるほど過給圧が高くなる；図１０（ｂ）の破線を参照）。このため、外気温度が高くなるほど着火遅れ期間は短くなる（図１０（ｃ）の破線を参照）。このように外気温度の変化によって着火遅れ期間が変動するため、着火遅れ期間の適正化を図ることが困難であった。

特に、燃料噴射としてパイロット噴射とメイン噴射とを行う場合、パイロット噴射の着火遅れ期間が変動してしまうと、メイン噴射で噴射される燃料に対する予熱効果が変動し、それに伴って、このメイン噴射で噴射される燃料の着火タイミングが大きく変動することになる。その結果、筒内で失火を招いてしまったり、予混合割合の変化によって燃焼音の増大（予混合割合が大きくなることに伴う燃焼音の増大）や黒煙発生量の増大（予混合割合が小さくなることに伴う黒煙発生量の増大）を招いてしまう可能性がある。

本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、着火遅れ期間の適正化を図ることができる内燃機関の制御装置を提供することにある。

−発明の概要−
上記の目的を達成するために講じられた本発明の概要は、可変容量型過給機の可変容量機構を制御することで、燃料の着火遅れ期間を調整し、実際の着火遅れ期間が、目標とする着火遅れ期間（理想的な燃焼を行わせるための着火遅れ期間）となるようにしている。

−解決手段−
具体的に、本発明は、可変容量機構を有する可変容量型過給機を備えた圧縮自着火式内燃機関の制御装置を前提とする。この圧縮自着火式内燃機関の制御装置に対し、燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構を制御する制御手段を備えており、上記可変容量機構は、過給機内部の排気ガス流路の流路面積を可変とする複数のノズルベーンの開度を調整する可変ノズルベーン機構であり、上記制御手段は、上記目標着火遅れ期間から実着火遅れ期間を減算することにより得られた着火遅れ期間の偏差が大きいほど燃料の実着火遅れ期間を長くするように上記ノズルベーンの開度を大きくする構成とされており、上記制御手段は、上記ノズルベーンの開度が比較的大きい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合には、その開度領域よりもノズルベーンの開度が小さい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合に比べて、単位着火遅れ期間変更量に対するノズルベーンの開度の変化量を大きく設定する構成とされていることによって特徴付けられている。

この特定事項により、実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に対して短い場合には、この実着火遅れ期間が長くなるように可変容量機構が制御され、逆に、実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に対して長い場合には、この実着火遅れ期間が短くなるように可変容量機構が制御される。従来技術では、吸気の過給圧を一定にしたり筒内へ供給されるガス量を一定にしたとしても、環境変化や運転過渡等に起因して着火遅れ期間を適正化することが困難であった。これに対し、本解決手段によれば、環境変化や運転過渡等の影響も反映した上で可変容量機構を制御して燃料の実着火遅れ期間を目標着火遅れ期間に近付けることができるため、着火遅れ期間の適正化に伴って、予混合割合が適切に得られ、失火の防止や排気エミッションの改善を図ることができる。さらに、ノズルベーンの開度領域に応じて、ノズルベーン開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が異なっているといった特性を考慮した高い精度での着火遅れ期間の適正化を図ることが可能となる。

上記制御手段の構成として具体的には以下のものが挙げられる。つまり、上記目標着火遅れ期間から実着火遅れ期間を減算することにより着火遅れ期間の偏差を求め、この着火遅れ期間の偏差が大きいほど実着火遅れ期間を長くするように上記可変容量機構を制御するものである。

この場合、上記実着火遅れ期間として、好ましくは、吸気系における過給圧、吸入ガス量、吸入ガス温度、内燃機関冷却水温度、燃料噴射時期、燃料噴射量のうち少なくとも一つに基づいて推定する一方、目標着火遅れ期間は、内燃機関運転状態に応じて設定する。

このようにして実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように可変容量機構を制御することにより、着火遅れ期間を高い精度で調整することが可能になる。

また、上記燃料噴射弁から気筒内への燃料噴射動作として、少なくとも、主噴射と、この主噴射に先立って行われ且つ気筒内の予熱に寄与する副噴射とが実行可能となっている場合、上記制御手段は、上記副噴射で噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構を制御する構成となっている。

これにより、主噴射で噴射された燃料の燃焼状態を理想的な燃焼状態として得ることが可能となり、その結果、ＮＯｘ発生量やスモーク発生量を削減することによる排気エミッションの改善、燃焼行程時の燃焼音の低減、エンジントルクの十分な確保といった各要求を連立することが可能となる。

本発明では、可変容量型過給機の可変容量機構を制御することで、燃料の着火遅れ期間を調整するようにしている。このため、着火遅れ期間の適正化に伴って、予混合割合が適切に得られ、失火の防止や排気エミッションの改善を図ることができる。

図１は、実施形態に係るエンジン及びその制御系統の概略構成を示す図である。 図２は、ディーゼルエンジンの燃焼室及びその周辺部を示す断面図である。 図３は、可変ノズルベーン機構をターボチャージャの外側から見た図である。 図４は、可変ノズルベーン機構をターボチャージャの内側から見た図である。 図５は、ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。 図６は、燃焼行程において理想的な燃焼が行われた場合の熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）の変化及び燃料噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）の変化を示す波形図である。 図７は、着火遅れ制御の手順を示すフローチャート図である。 図８は、実施形態に係る着火遅れ制御が行われた場合における外気温度と着火遅れ期間との関係を示す図である。 図９は、ＶＮ開度と着火遅れ期間との関係を示す図である。 図１０は、従来技術を示し、図１０（ａ）は外気温度の変化に対する吸入ガス量の変化を、図１０（ｂ）は外気温度の変化に対する過給圧の変化を、図１０（ｃ）は外気温度の変化に対する着火遅れ期間の変化をそれぞれ示す図である。

以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態は、自動車に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒（例えば直列４気筒）ディーゼルエンジン（圧縮自着火式内燃機関）に本発明を適用した場合について説明する。

−エンジンの構成−
先ず、本実施形態に係るディーゼルエンジン（以下、単にエンジンという）の概略構成について説明する。図１は本実施形態に係るエンジン１及びその制御系統の概略構成図である。また、図２は、ディーゼルエンジンの燃焼室３及びその周辺部を示す断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係るエンジン１は、燃料供給系２、燃焼室３、吸気系６、排気系７等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。

燃料供給系２は、サプライポンプ２１、コモンレール２２、インジェクタ（燃料噴射弁）２３、機関燃料通路２７等を備えて構成されている。

上記サプライポンプ２１は、燃料タンクから燃料を汲み上げ、この汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路２７を介してコモンレール２２に供給する。コモンレール２２は、高圧燃料を所定圧力に保持（蓄圧）する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ２３，２３，…に分配する。インジェクタ２３は、その内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備え、適宜開弁して燃焼室３内に燃料を噴射供給するピエゾインジェクタにより構成されている。

吸気系６は、シリンダヘッド１５（図２参照）に形成された吸気ポート１５ａに接続される吸気マニホールド６３を備え、この吸気マニホールド６３に、吸気通路を構成する吸気管６４が接続されている。また、この吸気通路には、上流側から順にエアクリーナ６５、エアフローメータ４３、スロットルバルブ（吸気絞り弁）６２が配設されている。上記エアフローメータ４３は、エアクリーナ６５を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力する。

排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された排気ポート７１に接続される排気マニホールド７２を備え、この排気マニホールド７２に対して、排気通路を構成する排気管７３が接続されている。また、この排気通路には排気浄化装置７７が配設されている。この排気浄化装置７７には、触媒（ＮＯｘ吸蔵触媒または酸化触媒）及びＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ Ｆｉｌｔｅｒ）が備えられている。また、排気浄化装置７７としてはＤＰＮＲ触媒（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ−ＮＯｘ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ触媒）が採用されていてもよい。

ここで、ディーゼルエンジンの燃焼室３及びその周辺部の構成について、図２を用いて説明する。この図２に示すように、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎に円筒状のシリンダボア１２が形成されており、各シリンダボア１２の内部にはピストン１３が上下方向に摺動可能に収容されている。

ピストン１３の頂面１３ａの上側には上記燃焼室３が形成されている。つまり、この燃焼室３は、シリンダブロック１１の上部に取り付けられたシリンダヘッド１５の下面と、シリンダボア１２の内壁面と、ピストン１３の頂面１３ａとにより区画形成されている。そして、ピストン１３の頂面１３ａの略中央部には、キャビティ（凹陥部）１３ｂが凹設されており、このキャビティ１３ｂも燃焼室３の一部を構成している。

上記ピストン１３は、コネクティングロッド１８によってエンジン出力軸であるクランクシャフトに連結されている。これにより、シリンダボア１２内でのピストン１３の往復移動がコネクティングロッド１８を介してクランクシャフトに伝達され、このクランクシャフトが回転することでエンジン出力が得られるようになっている。また、燃焼室３に向けてグロープラグ１９が配設されている。このグロープラグ１９は、エンジン１の始動直前に電流が流されることにより赤熱し、これに燃料噴霧の一部が吹きつけられることで着火・燃焼が促進される始動補助装置として機能する。

上記シリンダヘッド１５には、上記吸気ポート１５ａ及び上記排気ポート７１がそれぞれ形成されていると共に、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６及び排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７が配設されている。また、シリンダヘッド１５には、燃焼室３の内部へ直接的に燃料を噴射する上記インジェクタ２３が取り付けられている。このインジェクタ２３は、シリンダ中心線Ｐに沿う起立姿勢で燃焼室３の略中央上部に配設されており、上記コモンレール２２から導入される燃料を燃焼室３に向けて所定のタイミングで噴射する。

更に、図１に示す如く、このエンジン１には、過給機（ターボチャージャ）５が設けられている。このターボチャージャ５は、タービンシャフト５１を介して連結されたタービンホイール５２及びコンプレッサホイール５３を備えている。コンプレッサホイール５３は吸気管６４内部に臨んで配置され、タービンホイール５２は排気管７３内部に臨んで配置されている。

また、本実施形態におけるターボチャージャ５は、可変ノズル式（可変容量型）ターボチャージャであって、タービンホイール５２側に可変ノズルベーン機構（可変容量機構）５４（図３及び図４を参照）が設けられており、この可変ノズルベーン機構５４に備えられたノズルベーン５９の開度を調整することにより、エンジン１の過給圧を調整することができるようになっている。この可変ノズルベーン機構５４の具体構成については後述する。

吸気系６の吸気管６４には、ターボチャージャ５での過給によって昇温した吸入空気を強制冷却するためのインタークーラ６１が設けられている。

また、エンジン１には、吸気系６と排気系７とを接続する排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。このＥＧＲ通路８は、排気の一部を適宜吸気系６に還流させて燃焼室３へ再度供給することにより燃焼温度を低下させ、これによってＮＯｘ発生量を低減させるものである。また、このＥＧＲ通路８には、電子制御によって無段階に開閉され、同通路を流れる排気流量を自在に調整することができるＥＧＲバルブ８１と、ＥＧＲ通路８を通過（還流）する排気を冷却するためのＥＧＲクーラ８２とが設けられている。これらＥＧＲ通路８、ＥＧＲバルブ８１、ＥＧＲクーラ８２等によってＥＧＲ装置（排気還流装置）が構成されている。

−可変ノズルベーン機構５４の構成−
次に、上記ターボチャージャ（可変容量型ターボチャージャ）５に備えられた可変ノズルベーン機構５４の構成について図３及び図４を用いて説明する。

図３は、可変ノズルベーン機構５４をターボチャージャ５の外側から見た正面図（可変ノズルベーン機構５４をコンプレッサ側から見た図）である。また、図４は、可変ノズルベーン機構５４をターボチャージャ５の内側（タービンホイール５２の収容空間（タービンハウジング内）側）から見た図である。

上記可変ノズルベーン機構５４は、ユニゾンリング５６（図３参照）と、このユニゾンリング５６の内周側に位置し、ユニゾンリング５６の凹部５６ａに係合された複数のアーム５７，５７，…と、ユニゾンリング５６に対してターボチャージャ軸心方向で対向するように配設されたノズルプレート（ＮＶプレート）５８（図４参照）と、上記複数本のアーム５７，５７，…を駆動させるためのメインアーム５７ａと、上記アーム５７に接続されてノズルベーン５９を駆動するベーンシャフト５９ａとを備えている。このベーンシャフト５９ａは上記ノズルプレート５８に回転自在に支持されて、各アーム５７と各ノズルベーン５９とをそれぞれ回動一体に連結している。

また、図示しないハウジングプレートと上記ノズルプレート５８とが対向配置されて、この両者間で上記ノズルベーン５９の配設空間を形成している。つまり、これらノズルプレート５８とハウジングプレートとの間で排気ガスの流路が形成され、この流路内にノズルベーン５９が配設された構成となっている。

この可変ノズルベーン機構５４は、タービンホイール５２の外周側に等間隔に配設された上記複数（例えば１２枚）のノズルベーン５９，５９，…の回動角度（回動姿勢）を調整するための機構であり、上記メインアーム５７ａに接続されている駆動リンク５７ｂを所定の角度だけ回動させることにより、その回動力が、駆動シャフト５７ｃ、メインアーム５７ａ、ユニゾンリング５６、アーム５７，５７，…、ベーンシャフト５９ａ，５９ａ，…を介してノズルベーン５９，５９，…に伝わり、各ノズルベーン５９，５９，…が連動して回動し、タービンハウジング渦室からタービンホイール５２へ向かう排気ガスの流量および流速を調整することが可能となっている。この可変ノズルベーン機構５４の構成及び動作は周知であるため、ここでの詳細な説明は省略する。

−センサ類−
エンジン１の各部位には、各種センサが取り付けられており、それぞれの部位の環境条件や、エンジン１の運転状態に関する信号を出力する。

例えば、上記エアフローメータ４３は、吸気系６内のスロットルバルブ６２上流において吸入空気の流量（吸入空気量）に応じた検出信号を出力する。吸気温センサ４９は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。吸気圧センサ４８は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。Ａ／Ｆ（空燃比）センサ４４は、排気系７の排気浄化装置７７の下流において排気中の酸素濃度に応じて連続的に変化する検出信号を出力する。排気温センサ４５は、同じく排気系７の排気浄化装置７７の下流において排気ガスの温度（排気温度）に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２はスロットルバルブ６２の開度を検出する。

−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図示しないＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等からなるマイクロコンピュータと入出力回路とを備えている。図５に示すように、ＥＣＵ１００の入力回路には、上記レール圧センサ４１、スロットル開度センサ４２、エアフローメータ４３、Ａ／Ｆセンサ４４、排気温センサ４５、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９が接続されている。さらに、入力回路には、エンジン１の冷却水温に応じた検出信号を出力する水温センサ４６、アクセルペダルの踏み込み量に応じた検出信号を出力するアクセル開度センサ４７、エンジン１の出力軸（クランクシャフト）が一定角度回転する毎に検出信号（パルス）を出力するクランクポジションセンサ４０などが接続されている。

一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、上記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、スロットルバルブ６２、ＥＧＲバルブ８１、及び、上記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構（ノズルベーン５９の開度を調整するアクチュエータ）５４が接続されている。

そして、ＥＣＵ１００は、上記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、上記ＲＯＭに記憶された各種マップに基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。

例えば、ＥＣＵ１００は、インジェクタ２３の燃料噴射制御として、パイロット噴射（副噴射）とメイン噴射（主噴射）とを実行する。

上記パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。また、本実施形態におけるパイロット噴射は、上述したメイン噴射による初期燃焼速度を抑制する機能ばかりでなく、気筒内温度を高める予熱機能をも有するものとなっている。つまり、このパイロット噴射の実行後、燃料噴射を一旦中断し、メイン噴射が開始されるまでの間に圧縮ガス温度（気筒内温度）を十分に高めて燃料の自着火温度（例えば１０００Ｋ）に到達させるようにし、これによってメイン噴射で噴射される燃料の着火性を良好に確保するようにしている。

上記メイン噴射は、エンジン１のトルク発生のための噴射動作（トルク発生用燃料の供給動作）である。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、エンジン回転数、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じ、要求トルクが得られるように決定される。例えば、エンジン回転数（クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいて算出されるエンジン回転数）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ４７により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど（アクセル開度が大きいほど）エンジン１のトルク要求値としては高く得られ、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。

具体的な燃料噴射形態の一例としては、ピストン１３が圧縮上死点に達する前に上記パイロット噴射（インジェクタ２３に形成された複数の噴孔からの燃料噴射）が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で上記メイン噴射が実行されることになる。これにより燃料が自己着火によって燃焼し、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ（エンジン出力となるエネルギ）、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。

ディーゼルエンジン１においては、ＮＯｘ発生量やスモーク発生量を削減することによる排気エミッションの改善、燃焼行程時の燃焼音の低減、エンジントルクの十分な確保といった各要求を連立することが重要である。これら要求を連立するための手法として、燃焼行程時における気筒内での熱発生率の変化状態（熱発生率波形で表される変化状態）を適切にコントロールすることが有効である。

図６の上段に示す波形は、横軸をクランク角度、縦軸を熱発生率とし、パイロット噴射及びメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に係る理想的な熱発生率波形を示している。図中のＴＤＣはピストン１３の圧縮上死点に対応したクランク角度位置を示している。また、図６の下段に示す波形は、インジェクタ２３から噴射される燃料の噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形を示している。

上記熱発生率波形としては、例えば、ピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）付近からメイン噴射で噴射された燃料の燃焼が開始され、ピストン１３の圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点）で熱発生率が極大値（ピーク値）に達し、更に、圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後２５度（ＡＴＤＣ２５°）の時点）で上記メイン噴射において噴射された燃料の燃焼が終了するようになっている。このような熱発生率の変化状態で混合気の燃焼を行わせるようにすれば、例えば圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点で気筒内の混合気のうちの５０％が燃焼を完了した状況となる。つまり、圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点が燃焼重心となって、膨張行程における総熱発生量の約５０％がＡＴＤＣ１０°までに発生し、高い熱効率でエンジン１を運転させることが可能となる。

このような理想的な熱発生率波形による燃焼が行われる状況にあっては、パイロット噴射によって気筒内の予熱が十分に行われ、この予熱により、メイン噴射で噴射された燃料は、直ちに自着火温度以上の温度環境下に晒されて熱分解が進み、噴射後は直ちに燃焼が開始されることになる。

尚、上述したパイロット噴射及びメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。これらの噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。

また、ＥＣＵ１００は、エンジン１の運転状態に応じてＥＧＲバルブ８１の開度を制御し、吸気マニホールド６３に向けての排気還流量（ＥＧＲ量）を調整する。このＥＧＲ量は、予め実験やシミュレーション等によって作成されて上記ＲＯＭに記憶されたＥＧＲマップに従って設定される。このＥＧＲマップは、エンジン回転数及びエンジン負荷をパラメータとしてＥＧＲ量（ＥＧＲ率）を決定するためのマップである。

燃料噴射を実行する際の燃料噴射圧は、コモンレール２２の内圧により決定される。このコモンレール内圧として、一般に、コモンレール２２からインジェクタ２３へ供給される燃料圧力の目標値、即ち目標レール圧は、エンジン負荷（機関負荷）が高くなるほど、及び、エンジン回転数（機関回転数）が高くなるほど高いものとされる。この目標レール圧は例えば上記ＲＯＭに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。尚、本実施形態では、エンジン負荷等に応じて燃料圧力が３０ＭＰａ〜２００ＭＰａの間で調整されるようになっている。

また、ＥＣＵ１００はエンジン運転状態に基づいて燃料噴射量及び燃料噴射形態を決定する。具体的には、ＥＣＵ１００は、クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいてエンジン回転速度を算出するとともに、アクセル開度センサ４７の検出値に基づいてアクセルペダルの踏み込み量（アクセル開度）を求め、このエンジン回転速度及びアクセル開度に基づいて総燃料噴射量（パイロット噴射での噴射量とメイン噴射での噴射量との和）を決定する。

−着火遅れ制御−
本実施形態の特徴は、上記パイロット噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化するための着火遅れ制御にある。以下、この着火遅れ制御について説明する。

この着火遅れ制御の概要としては、エンジン１の運転状態に基づいて算出される目標着火遅れ期間と、実際の着火遅れ期間（以下、「推定着火遅れ期間」と呼ぶ）とを比較し、その偏差に応じて、上記可変ノズルベーン機構５４のノズルベーン開度を調整するようにしている。このノズルベーン開度としては、目標着火遅れ期間に対して推定着火遅れ期間が短い（着火遅れが小さい）場合には、その偏差が大きいほどノズルベーン開度を大きくして過給圧を低下させて着火遅れ期間を長くする一方、目標着火遅れ期間に対して推定着火遅れ期間が長い（着火遅れが大きい）場合には、その偏差が大きいほどノズルベーン開度を小さくして過給圧を上昇させて着火遅れ期間を短くする。

以下、この着火遅れ制御について図７のフローチャートに沿って具体的に説明する。このフローチャートは、エンジン１の始動後、数ｍｓｅｃ毎、または、燃焼行程が行われる毎に繰り返して実行される。

先ず、ステップＳＴ１において、エンジン１の冷却水温度ＴＨＷを読み込む。この冷却水温度ＴＨＷは、上記水温センサ４６によって検出される。

次に、ステップＳＴ２に移り、エンジン回転数ＮＥ及びエンジン負荷ＱＦＩＮを読み込む。エンジン回転数ＮＥは、上記クランクポジションセンサ４０の出力信号に基づいて算出される。また、エンジン負荷ＱＦＩＮは、上記アクセル開度センサ４７の出力信号等に基づいて求められる。

ステップＳＴ３では、上記エンジン回転数ＮＥ及びエンジン負荷ＱＦＩＮを利用し、所定の演算式によって目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇを算出する（Ｄｔｒｇ＝ｆ（ＮＥ，ＱＦＩＮ））。この演算式は、例えば図６で示したような理想的な燃焼を行うために必要となるパイロット噴射での着火遅れ期間を目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇとして求めるためのものであり、予め実験やシミュレーションによって得られている。

ステップＳＴ４では、過給圧ＰＩＭ及び吸入ガス温度ＴＩＭを読み込む。過給圧ＰＩＭは、上記吸気圧センサ４８によって検出される。また、吸入ガス温度ＴＩＭは、上記吸気温センサ４９によって検出される。

ステップＳＴ５では、上記過給圧ＰＩＭ及び吸入ガス温度ＴＩＭを利用し、所定の演算式によって吸入ガス量ＧＣＹＬを算出する（ＧＣＹＬ＝ｇ（ＰＩＭ，ＴＩＭ））。

ステップＳＴ６では、上記エンジン回転数ＮＥ及びエンジン負荷ＱＦＩＮを利用し、所定の演算式によってパイロット噴射時期ＡＩＮＪＰを算出する（ＡＩＮＪＰ＝ｈ（ＮＥ，ＱＦＩＮ））。

ステップＳＴ７では、上記エンジン回転数ＮＥ及びエンジン負荷ＱＦＩＮを利用し、所定の演算式によってパイロット噴射量ｑｐｌを算出する（ｑｐｌ＝ｉ（ＮＥ，ＱＦＩＮ））。

これらステップＳＴ５〜ステップＳＴ７の演算式としては、周知の演算式を利用したり、または、実験やシミュレーションによって得られている。

ステップＳＴ８では、上記過給圧ＰＩＭ、吸入ガス量ＧＣＹＬ、冷却水温度ＴＨＷ、吸入ガス温度ＴＩＭ、パイロット噴射時期ＡＩＮＪＰ及びパイロット噴射量ｑｐｌを利用し、所定の演算式によって推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔを算出する（Ｄｅｓｔ＝ｊ（ＰＩＭ，ＧＣＹＬ，ＴＨＷ，ＴＩＭ，ＡＩＮＪＰ，ｑｐｌ））。この演算式は、パイロット噴射で噴射された燃料の実際の着火遅れ期間を算出するためのものであり、予め実験やシミュレーションによって得られている。

以上のようにして目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇの算出（上記ステップＳＴ３）及び推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔの算出（上記ステップＳＴ８）が行われた後、ステップＳＴ９に移り、これら着火遅れ期間の偏差Ｄｄｉｆを算出する。具体的には、目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇから推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔを減算することで偏差Ｄｄｉｆを求める（Ｄｄｉｆ＝Ｄｔｒｇ−Ｄｅｓｔ）。つまり、適切な着火遅れ期間（目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇ）に対して実際の着火遅れ期間（推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔ）が短い場合、つまり、パイロット噴射で噴射された燃料の燃焼開始が早すぎる場合には、上記偏差Ｄｄｉｆは大きな値として算出され、逆に、適切な着火遅れ期間（目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇ）に対して実際の着火遅れ期間（推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔ）が長い場合、つまり、パイロット噴射で噴射された燃料の燃焼開始が遅すぎる場合には、上記偏差Ｄｄｉｆは小さな値として算出されることになる。

このようにして偏差Ｄｄｉｆが算出された後、ステップＳＴ１０に移り、上記ノズルベーン５９の開度（以下、「ＶＮ開度」と呼ぶ）を補正する制御値を求めるための比例項（比例項Ｐｖｎｐ＝ｆｆ（Ｄｄｉｆ））及び積分項（積分項Ｐｖｎｉ＝ｇｇ（Ｄｄｉｆ））をそれぞれ算出し、これらの和をＶＮ開度の制御値（制御値ＰＶＮ＝Ｐｖｎｐ＋Ｐｖｎｉ）として算出する。これら比例項Ｐｖｎｐ及び積分項Ｐｖｎｉを求めるための演算式も、予め実験やシミュレーションによって得られたものである。

以上のようにしてＶＮ開度の制御値ＰＶＮを求め、ステップＳＴ１１において、この制御値に従ってＶＮ開度を補正することになる。具体的に、上記偏差Ｄｄｉｆが大きな値として算出されている場合（目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇに対して推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔが短い場合）には、着火遅れ期間を長くするようにＶＮ開度としては大きくなるように可変ノズルベーン機構５４が制御される。一方、上記偏差Ｄｄｉｆが小さな値として算出されている場合（目標着火遅れ期間Ｄｔｒｇに対して推定着火遅れ期間Ｄｅｓｔが長い場合）には、着火遅れ期間を短くするようにＶＮ開度としては小さくなるように可変ノズルベーン機構５４が制御される。

以上の動作が繰り返され、着火遅れ期間に影響を与える各種パラメータが変化した場合であっても、パイロット噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化することができ、これによってメイン噴射で噴射された燃料の燃焼状態を理想的な燃焼状態（例えば図６に示したような熱発生率波形が得られる燃焼状態）として得ることが可能となる。その結果、ＮＯｘ発生量やスモーク発生量を削減することによる排気エミッションの改善、燃焼行程時の燃焼音の低減、エンジントルクの十分な確保といった各要求を連立することが可能となる。

図８は、本実施形態の着火遅れ制御が行われた場合の外気温度の変化に対する着火遅れ期間の変化を示す図である。この図８では、図中のＡが目標着火遅れ期間として設定された場合を示している。この図からも明らかなように、本実施形態の着火遅れ制御が行われた場合、外気温度が変化したとしても着火遅れ期間は目標着火遅れ期間となっており、理想的な燃焼状態が得られている。

（変形例）
上述した実施形態では、算出された偏差Ｄｄｉｆを利用して、ＶＮ開度を補正する制御値ＰＶＮを求めるための比例項Ｐｖｎｐ及び積分項Ｐｖｎｉをそれぞれ算出するようにしていた。本変形例は、それに代えて、ＶＮ開度の開度領域に応じて、ＶＮ開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が異なっていることを考慮してＶＮ開度の制御を行うようにしたものである。以下、具体的に説明する。

図９は、ＶＮ開度の開度領域に応じた着火遅れ期間の変化の傾向を示す図である。このように、ＶＮ開度が比較的小さい領域では、ＶＮ開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が比較的大きい。言い換えると、着火遅れ期間の変化に対するＶＮ開度の変化の影響度合いは大きく、着火遅れ期間を単位着火遅れ期間だけ変更させるのに要するＶＮ開度の変化量は小さい。これに対し、ＶＮ開度が比較的大きい領域では、ＶＮ開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が比較的小さい。言い換えると、着火遅れ期間の変化に対するＶＮ開度の変化の影響度合いは小さく、着火遅れ期間を単位着火遅れ期間だけ変更させるのに要するＶＮ開度の変化量は大きい。

このことを考慮し、着火遅れ期間を補正するべくＶＮ開度を変化させる場合には、現在のＶＮ開度に応じて、上記着火遅れ期間の変化に対する影響度合いを考慮してＶＮ開度の変化量を算出するようにしている。具体的には、上記実施形態で説明したフローチャートにおけるステップＳＴ１０で求められたＶＮ開度の制御値ＰＶＮに対し、現在のＶＮ開度に応じた補正係数を乗算することで、ＶＮ開度の制御値ＰＶＮを補正し、その補正後の制御値ＰＶＮに従ってＶＮ開度を補正するようにしている。この制御値ＰＶＮの補正動作としては、現在のＶＮ開度が大きいほど制御値ＰＶＮに対する補正量（ＶＮ開度の変化を大きくする補正量）を大きくするように設定する。

これにより、ＶＮ開度の開度領域に応じて、ＶＮ開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が異なっているといった特性を考慮した高い精度での着火遅れ期間の適正化を図ることが可能となる。

−他の実施形態−
以上説明した実施形態及び変形例は、自動車に搭載される直列４気筒ディーゼルエンジンに本発明を適用した場合について説明した。本発明は、自動車用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、気筒数やエンジン形式（直列型エンジン、Ｖ型エンジン、水平対向型エンジン等の別）についても特に限定されるものではない。

また、上記実施形態及び変形例では、パイロット噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化する場合について説明した。本発明はこれに限らず、パイロット噴射を実行することなしにメイン噴射を実行する場合に、そのメイン噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化する場合にも適用可能である。

また、可変容量機構としては可変ノズルベーン機構に限定されるものではなく、周知の種々の可変容量機構を備えたものに対しても本発明は適用可能である。

本発明は、自動車に搭載されるコモンレール式筒内直噴型多気筒ディーゼルエンジンにおいて、燃料の着火遅れ期間を適正化する制御に適用可能である。

１ エンジン（内燃機関）
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
５ ターボチャージャ（過給機）
５４ 可変ノズルベーン機構（可変容量機構）
５９ ノズルベーン
１００ ＥＣＵ

Claims (3)

1. 可変容量機構を有する可変容量型過給機を備えた圧縮自着火式内燃機関の制御装置において、
   燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構を制御する制御手段を備えており、
   上記可変容量機構は、過給機内部の排気ガス流路の流路面積を可変とする複数のノズルベーンの開度を調整する可変ノズルベーン機構であり、
   上記制御手段は、上記目標着火遅れ期間から実着火遅れ期間を減算することにより得られた着火遅れ期間の偏差が大きいほど燃料の実着火遅れ期間を長くするように上記ノズルベーンの開度を大きくする構成とされており、
   上記制御手段は、上記ノズルベーンの開度が比較的大きい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合には、その開度領域よりもノズルベーンの開度が小さい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合に比べて、単位着火遅れ期間変更量に対するノズルベーンの開度の変化量を大きく設定する構成とされていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
   上記実着火遅れ期間は、吸気系における過給圧、吸入ガス量、吸入ガス温度、内燃機関冷却水温度、燃料噴射時期、燃料噴射量のうち少なくとも一つに基づいて推定される一方、目標着火遅れ期間は、内燃機関運転状態に応じて設定されることを特徴とする内燃機関の制御装置。
3. 請求項１または２記載の内燃機関の制御装置において、
   上記燃料噴射弁から気筒内への燃料噴射動作として、少なくとも、主噴射と、この主噴射に先立って行われ且つ気筒内の予熱に寄与する副噴射とが実行可能となっており、
   上記制御手段は、上記副噴射で噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構を制御する構成とされていることを特徴とする内燃機関の制御装置。

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