JP7077871B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、圧縮自着火式の内燃機関に適用される内燃機関の制御装置に関する。

特許文献１には、ピストンが圧縮上死点に達する前にパイロット噴射を燃料噴射弁に行わせ、その後にピストンが圧縮上死点の近傍に達したときにメイン噴射を燃料噴射弁に行わせる内燃機関の制御装置の一例が記載されている。この制御装置では、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れが目標着火遅れとなるように、パイロット噴射時における燃料噴射量が調整される。着火遅れとは、燃料噴射弁から燃料が噴射されてから当該燃料の燃焼が開始されるまでの期間の長さのことである。目標着火遅れとは、着火遅れの目標値である。

なお、特許文献１に記載の制御装置では、以下に示す関係式（式１）を用い、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れτ１を推定演算するようにしている。なお、以下の関係式（式１）において、「Ｐ１」は、圧縮上死点での非燃焼時の気筒内の圧力であり、「Ｔ１」は、圧縮上死点での非燃焼時の気筒内の温度である。また、「ＮＥ１」は、機関回転速度であり、「ＣＣＬＤ」は、燃焼前における気筒内の酸素濃度である。また、「Ａ１」、「Ｂ１」、「Ｃ１」、「Ｄ１」及び「Ｅ１」は、それぞれ定数である。

特開２０１６－７０１９２号公報

ここで、気筒内に噴射された燃料の実際の着火遅れは、気筒内の発熱量（すなわち、温度）や気筒内の酸素量などによって変わる。
メイン噴射は、パイロット噴射の後に行われる。そのため、パイロット噴射によって気筒内に噴射された燃料の燃焼に起因する、気筒内での発熱や酸素の消費を考慮しないと、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れを正確に算出することができない。

上記の関係式（式１）には、パイロット噴射によって気筒内に噴射された燃料の燃焼に起因する、気筒内での発熱や酸素の消費に関するパラメータが含まれていない。そのため、関係式（式１）を用いてメイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れを算出しても、その精度が高いとは言い難い。

したがって、気筒内に噴射された燃料の燃焼に伴う、気筒内における熱発生率の推移をモデル化する技術が希求されている。

上記課題を解決するための内燃機関の制御装置は、気筒内に燃料を噴射する燃料噴射弁を備えた圧縮自着火式の内燃機関に適用される。この制御装置は、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧内の空燃比である噴霧内空燃比を算出する噴霧内空燃比算出部と、前記噴霧内における当量比の分布を正規分布としたとき、当量比の分布の中央値である第１の当量比を、理論空燃比を前記噴霧内空燃比で割った値とし、前記第１の当量比よりも大きく、且つ、当該第１の当量比の２倍の値よりも小さい値を第２の当量比とし、前記第１の当量比よりも小さく、且つ、「０」よりも大きい値を第３の当量比とする当量比算出部と、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の着火遅れである第１の着火遅れを前記第１の当量比を用いて算出し、第２の着火遅れを前記第２の当量比を用いて算出し、第３の着火遅れを前記第３の当量比を用いて算出する着火遅れ算出部と、前記燃料噴射弁の燃料噴射の開始時期から前記第１の着火遅れが経過した時期を第１の時期とし、前記開始時期から前記第２の着火遅れが経過した時期を第２の時期とし、前記開始時期から前記第３の着火遅れが経過した時期を第３の時期とした場合、前記第２の時期における熱発生率及び前記第３の時期における熱発生率をそれぞれ「０」とし、前記第２の時期から前記第１の時期に向かうにつれて熱発生率が高くなり、前記第１の時期から前記第３の時期に向かうにつれて熱発生率が低くなるように、前記燃料噴射後の熱発生率の推移を推定する推定部と、を備えている。そして、前記推定部は、前記第３の時期と前記第２の時期との差と、前記燃料噴射弁から噴射される燃料の燃焼に起因して前記気筒内で生じる熱量とを基に、前記第１の時期における熱発生率を算出する。

燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧内では、当量比にばらつきがある。上記構成によれば、こうした噴霧内の当量比の分布を正規分布と仮定し、当量比の分布の中央値である第１の当量比が、理論空燃比を噴霧内空燃比で割った値として算出される。また、第１の当量比よりも大きい第２の当量比、及び、第１の当量比よりも小さい第３の当量比もまたそれぞれ算出される。そして、第１の当量比、第２の当量比及び第３の当量比を用いることにより、第１の着火遅れ、第２の着火遅れ及び第３の着火遅れがそれぞれ算出される。

すると、燃料噴射弁の燃料噴射の開始時期から第１の着火遅れが経過した時期である第１の時期と、開始時期から第２の着火遅れが経過した時期である第２の時期と、開始時期から第３の着火遅れが経過した時期である第３の時期とが特定される。そして、第１の時期の熱発生率、第２の時期の熱発生率及び第３の時期の熱発生率を頂点とする、燃料噴射後の熱発生率の推移を推定することができる。このとき、第２の時期の熱発生率及び第３の時期の熱発生率をそれぞれ「０」とし、第１の時期の熱発生率を、第３の着火遅れと第２の着火遅れとの差と、燃料噴射弁から噴射される燃料の熱量とを基に算出する。

上記のような各種の推定演算を行うことにより、気筒内に噴射された燃料の燃焼に伴う、気筒内における熱発生率の推移をモデル化することが可能となる。

内燃機関の制御装置の一実施形態である制御装置の機能構成と、同制御装置によって制御される内燃機関の概略構成とを示す図。 同内燃機関の燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧をモデル化した図。 正規化した噴霧内の当量比と頻度との関係を示すグラフ。 熱発生率モデルを示す図。 パイロット噴射の後にメイン噴射が実行された場合における模式図。 燃料噴射弁を制御する際の処理の流れを説明するフローチャート。 熱発生率モデルを作成する際の処理の流れを説明するフローチャート。

以下、内燃機関の制御装置の一実施形態を図１～図７に従って説明する。
図１には、本実施形態の制御装置６０と、制御装置６０によって制御される内燃機関１０とが図示されている。内燃機関１０は、圧縮自着火式の内燃機関である。内燃機関１０は、複数の気筒１１と、排気駆動式の過給器１２とを備えている。内燃機関１０の吸気通路２１には、空気の流れ方向における上流から順に、エアクリーナ２２、過給器１２のコンプレッサ１３、インタークーラ２３及びスロットルバルブ２４が配置されている。吸気通路２１では、エアクリーナ２２によって濾過された空気がコンプレッサ１３に内蔵されているコンプレッサホイール１３ａによって圧縮された状態で送り出される。このように圧縮された空気は、インタークーラ２３によって冷却される。そして、吸気通路２１を介して気筒１１内に導入される空気の量である吸入空気量は、スロットルバルブ２４の開度の制御を通じて調整される。

内燃機関１０は、気筒１１の数と同数の燃料噴射弁２６を備えている。各燃料噴射弁２６は、対応する気筒１１内に燃料を直接噴射する。各燃料噴射弁２６には、燃料供給装置２７によって燃料が供給される。燃料供給装置２７は、燃料タンクに貯留されている燃料を供給通路２８を介して汲み上げるサプライポンプ２９と、サプライポンプ２９によって加圧された燃料が一時的に貯留されるコモンレール３０とを有している。コモンレール３０内の燃料が各燃料噴射弁２６に供給される。そして、燃料噴射弁２６から気筒１１内に燃料が噴射されると、圧縮された空気に燃料が触れて着火及び燃焼する。

各気筒１１内での燃料の燃焼によって生じた排気は、排気通路３６に排出される。排気通路３６には、排気の流れ方向における上流から順に、過給器１２のタービン１４、排気浄化装置３７が配置されている。排気浄化装置３７は、排気中の粒子状物質を捕集し、排気を浄化する。

タービン１４に内蔵されているタービンホイール１４ａは、連結軸１５を介してコンプレッサホイール１３ａに連結されている。そのため、排気の流勢によってタービンホイール１４ａが回転すると、タービンホイール１４ａの回転に同期してコンプレッサホイール１３ａが回転する。その結果、コンプレッサ１３により空気が加圧される。なお、タービン１４におけるタービンホイール１４ａへの排気吹付口には、ノズル開度の変更に応じて同排気吹付口の開口面積を変化させる可変ノズル１６が設けられている。可変ノズル１６のノズル開度を調整することにより、タービンホイール１４ａに吹き付けられる排気の流勢を調整することができる。

内燃機関１０には、排気通路３６を流れる排気の一部をＥＧＲガスとして吸気通路２１に還流させるＥＧＲ装置４０が設けられている。ＥＧＲ装置４０は、排気通路３６のうち、タービン１４よりも上流側の部分から排気を取り出すＥＧＲ通路４１と、ＥＧＲ通路４１を介した吸気通路２１へのＥＧＲガスの流量を調整するＥＧＲ流量調整装置４２とを有している。ＥＧＲ通路４１は、吸気通路２１においてスロットルバルブ２４よりも下流側の部分と、排気通路３６においてタービン１４よりも上流側の部分とを接続する。こうしたＥＧＲ通路４１には、ＥＧＲ通路４１を流れるＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラ４３が設けられている。そして、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブが開弁している場合、排気通路３６からＥＧＲ通路４１に流入したＥＧＲガスは、ＥＧＲクーラ４３によって冷却されてからＥＧＲ流量調整装置４２を介して吸気通路２１に導入される。

制御装置６０には、吸気圧センサ１０１、吸気温センサ１０２、エアフロメータ１０３、水温センサ１０４、過給圧センサ１０５、クランク角センサ１０６及び燃料圧センサ１０７などの各種のセンサから信号が入力される。

吸気圧センサ１０１は、吸気通路２１におけるスロットルバルブ２４よりも下流の部分における空気の圧力である吸気圧Ｐｉｍを検出し、検出した吸気圧Ｐｉｍに応じた信号を出力する。吸気温センサ１０２は、吸気通路２１におけるインタークーラ２３よりも下流の部分における空気の温度である吸気温Ｔｈｉｍを検出し、検出した吸気温Ｔｈｉｍに応じた信号を出力する。エアフロメータ１０３は、吸気通路２１におけるコンプレッサ１３よりも上流の部分における空気の流量である吸入空気量ＧＡを検出し、検出した吸入空気量ＧＡに応じた信号を出力する。水温センサ１０４は、内燃機関１０のシリンダブロック内を流れる機関冷却水の温度である水温Ｔｈｗを検出し、検出した水温Ｔｈｗに応じた信号を出力する。過給圧センサ１０５は、過給器１２による過給圧ＢＰを検出し、検出した過給圧ＢＰに応じた信号を出力する。過給圧センサ１０５は、大気圧を基準とするゲージ圧を過給圧ＢＰとして検出する。クランク角センサ１０６は、内燃機関１０の出力軸の回転速度である機関回転速度ＮＥを検出し、検出した機関回転速度ＮＥに応じた信号を出力する。燃料圧センサ１０７は、コモンレール３０内の燃料の圧力であるコモンレール圧Ｐｃｒを検出し、検出したコモンレール圧Ｐｃｒに応じた信号を出力する。

そして、制御装置６０は、各種のセンサ１０１～１０７の出力信号を基に、機関運転を制御する。
制御装置６０は、機能部として、弁制御部６１、噴霧内空燃比算出部６２、当量比算出部６３、着火遅れ算出部６４、推定部６５及びメイン着火遅れ算出部６６を有している。

弁制御部６１は、燃料噴射弁２６の駆動を制御する。具体的には、気筒１１内で燃料を燃焼させるときに、パイロット噴射及びメイン噴射を燃料噴射弁２６に行わせる。パイロット噴射とは、気筒１１内で往復動するピストンが圧縮上死点に達する前に行われる燃料噴射である。メイン噴射とは、パイロット噴射の後に実行する燃料噴射であり、ピストンが圧縮上死点の近傍に達したときに行われる燃料噴射である。パイロット噴射によって気筒１１内に燃料が噴射されると、気筒１１内では予混合燃焼が行われ、気筒１１内の温度が上昇する。このように気筒１１内の温度が高くなった状態でメイン噴射が行われる。すると、気筒１１内では拡散燃焼が行われる。この場合、先に開始された予混合燃焼が未だ行われている状態で拡散燃焼が開始されることがある。このように予混合燃焼が未だ行われている状態で拡散燃焼が開始されるような領域のことを、予混合燃焼と拡散燃焼とが混在する領域という。

予混合燃焼と拡散燃焼とが混在する領域で機関運転が行われる場合、弁制御部６１は、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れであるメイン着火遅れτｍが着火遅れ目標値τｔｒｇに近づくように、燃料噴射弁２６を制御する。着火遅れとは、燃料噴射弁２６の燃料噴射の開始時点から当該燃料の燃焼が実際に開始されるまでの期間の長さである。着火遅れ目標値τｔｒｇとは、メイン着火遅れτｍの目標のことである。

例えば、弁制御部６１は、パイロット噴射における燃料噴射量及びパイロット噴射の開始時期の少なくとも一方を調整することにより、メイン着火遅れτｍの長さを制御することができる。本実施形態では、パイロット噴射における燃料噴射量の調整を通じ、メイン着火遅れτｍの長さを制御する。

噴霧内空燃比算出部６２は、パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の噴霧内の空燃比である噴霧内空燃比ＡＦｓｐを算出する。噴霧内空燃比ＡＦｓｐとは、燃料噴射弁２６から気筒１１内に噴射された燃料の噴霧内における空燃比のことである。噴霧内空燃比ＡＦｓｐは、噴霧内の空気量を噴霧内の燃料量で割ることにより導出することができる。噴霧内の空気量は、パイロット噴射の終了時点における噴霧の体積Ｖと、気筒１１内における酸素濃度Ｃｏｘとなどを基に算出する。

ここで、図２を参照し、噴霧の体積Ｖの算出方法について説明する。図２に示すように、燃料噴射弁２６から気筒１１内に噴射された燃料の噴霧を円錐形状として仮定する。この場合、公知の広安の式を用いることにより、噴霧の体積Ｖを算出することができる。すなわち、以下の関係式（式２）又は（式３）は、噴霧ペネトレーションＳの算出式である。関係式（式２）は、燃料の噴射時間「ｔ」が分裂時間「ｔｃ」未満であるときに用いられる式であり、関係式（式３）は、燃料の噴射時間「ｔ」が分裂時間「ｔｃ」以上であるときに用いられる式である。分裂時間「ｔｃ」とは、燃料噴射弁２６から噴射された燃料が液体から気体に状態変化するのに要する時間のことである。

関係式（式２）及び（式３）において、「ΔＰ」はコモンレール圧Ｐｃｒと筒内圧力Ｐｃｙとの差である。筒内圧力Ｐｃｙは、気筒１１内への充填空気量と気筒１１内におけるピストンの位置を基に推定することができる。もちろん、気筒１１内の圧力を検出するセンサが設けられている場合、このセンサの検出値を筒内圧力Ｐｃｙとして採用してもよい。また、関係式（式２）及び（式３）において、「ρｆ」は燃料密度であり、「ρａ」は空気密度である。「ｄ０」は、燃料噴射弁２６の噴孔の直径である。

また、以下の関係式（式４）は、噴霧角θの算出式である。関係式（式４）において、「μａ」は、空気の粘性係数であり、予め設定されている。

そして、以下の関係式（式５）は、噴霧の体積Ｖの算出式である。

酸素濃度Ｃｏｘは、気筒１１内に導入される空気の量と、気筒１１内に導入されるＥＧＲガスの量とを基に算出する。気筒１１内に導入される空気の量として、例えば、エアフロメータ１０３によって検出される吸入空気量ＧＡを採用することができる。空気のうちの酸素が占める割合は、ＥＧＲガスのうちの酸素が占める割合よりも大きい。そのため、酸素濃度Ｃｏｘは、ＥＧＲ装置４０を介して吸気通路２１に還流するＥＧＲガスの量が多いほど低くなるように算出される。

なお、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブ開度及び排気通路３６における排気の流量が一定で保持されている場合、ＥＧＲ装置４０を介して吸気通路２１に還流するＥＧＲガスの量である還流量は、排気通路３６における排気の流量と、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブ開度とを基に算出することができる。排気の流量は、吸入空気量ＧＡと機関回転速度ＮＥとに応じた値となる。

一方、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化した場合、当該変化に対してＥＧＲガスの還流量の変化に応答遅れが生じる。本実施形態では、バルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化したときに、還流量の変化がどの程度遅れるかを推定するマップが用意されている。そのため、バルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化したときには、当該マップを用い、還流量を推定するようにしている。

当量比算出部６３は、第１の当量比Φｐｔ１、第２の当量比Φｐｔ２及び第３の当量比Φｐｔ３を算出する。すなわち、当量比算出部６３は、図３に示すように噴霧内における当量比の分布を正規分布としたとき、当量比の分布の中央値である第１の当量比Φｐｔ１を、理論空燃比ＡＦｓｔを噴霧内空燃比算出部６２によって算出された噴霧内空燃比ＡＦｓｐで割った値として算出する。また、当量比算出部６３は、第１の当量比Φｐｔ１よりも大きく、且つ、第１の当量比Φｐｔ１の２倍の値よりも小さい値を第２の当量比Φｐｔ２とする。また、当量比算出部６３は、第１の当量比Φｐｔ１よりも小さく、且つ、「０」よりも大きい値を第３の当量比Φｐｔ３とする。例えば、第１の当量比Φｐｔ１と第２の当量比Φｐｔ２との差分が第１の当量比Φｐｔ１と第３の当量比Φｐｔ３との差分よりも大きくなるように、第２の当量比Φｐｔ２及び第３の当量比Φｐｔ３はそれぞれ算出される。

着火遅れ算出部６４は、パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れである第１の着火遅れτｐ１を第１の当量比Φｐｔ１を用いて算出する。また、着火遅れ算出部６４は、パイロット噴射によって燃料噴射弁２６から噴射された燃料の着火遅れである第２の着火遅れτｐ２を第２の当量比Φｐｔ２を用いて算出する。また、着火遅れ算出部６４は、パイロット噴射によって燃料噴射弁２６から噴射された燃料の着火遅れである第３の着火遅れτｐ３を第３の当量比Φｐｔ３を用いて算出する。

着火遅れτは、以下のアレニウスの式（式６）を用いて算出する。式（式６）において、「Ｆｕｅｌ」はパイロット噴射の終了時点の気筒１１内の燃料分圧であり、「Ｏ２」はパイロット噴射の終了時点の気筒１１内の酸素分圧であり、「Ｔ」はパイロット噴射の開始時における気筒１１内の温度である。また、「Ａ」、「Ｂ」、「Ｃ」及び「Ｄ」はモデル定数であり、実験及びシミュレーションを通じて予め設定された値である。具体的には、モデル定数「Ｂ」は、燃料分圧「Ｆｕｅｌ」が高いほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。モデル定数「Ｃ」は、酸素分圧「Ｏ２」が高いほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。モデル定数「Ｄ」は、気筒１１内の温度「Ｔ」が高いほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。例えば、モデル定数「Ｂ」、「Ｃ」は正の値に設定されるとともに、モデル定数「Ｄ」は負の値に設定されている。そして、モデル定数「Ａ」は、燃料分圧「Ｆｕｅｌ」の「Ｂ」乗と、酸素分圧「Ｏ２」の「Ｃ」乗と、「ｅｘｐ（Ｄ／Ｔ）」との積が大きいほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。例えば、モデル定数「Ａ」は正の値に設定されている。

燃料分圧「Ｆｕｅｌ」は、気筒１１内における燃料濃度Ｃｆｕｅｌと気筒１１内の圧力である筒内圧力Ｐｃｙとの積として算出される。燃料濃度Ｃｆｕｅｌは、パイロット噴射の終了時点における噴霧内当量比Φａに応じた値となる。パイロット噴射の終了時点における噴霧内当量比Φａは、パイロット噴射を燃料噴射弁２６に行わせる際における噴射量の指示値を基に算出される。

気筒１１内の酸素分圧「Ｏ２」は、気筒１１内における酸素濃度Ｃｏｘと筒内圧力Ｐｃｙとの積として算出される。
また、パイロット噴射の開始時における気筒１１内の温度「Ｔ」は、吸気温Ｔｈｉｍや水温Ｔｈｗを基に推定することができる。もちろん、気筒１１内の温度を検出するセンサが設けられている場合、当該センサの検出値を気筒１１内の温度「Ｔ」として採用してもよい。

そして、第１の着火遅れτｐ１を算出する場合、着火遅れ算出部６４は、第１の当量比Φｐｔ１を噴霧内当量比Φａとして燃料濃度Ｃｆｕｅｌを算出し、この燃料濃度Ｃｆｕｅｌと筒内圧力Ｐｃｙとの積として燃料分圧「Ｆｕｅｌ」を算出する。そして、着火遅れ算出部６４は、このように算出した燃料分圧「Ｆｕｅｌ」を上記式（式６）に代入することにより、第１の着火遅れτｐ１を算出する。

第２の着火遅れτｐ２を算出する場合、着火遅れ算出部６４は、第２の当量比Φｐｔ２を噴霧内当量比Φａとして燃料濃度Ｃｆｕｅｌを算出し、この燃料濃度Ｃｆｕｅｌと筒内圧力Ｐｃｙとの積として燃料分圧「Ｆｕｅｌ」を算出する。そして、着火遅れ算出部６４は、このように算出した燃料分圧「Ｆｕｅｌ」を上記式（式６）に代入することにより、第２の着火遅れτｐ２を算出する。

第３の着火遅れτｐ３を算出する場合、着火遅れ算出部６４は、第３の当量比Φｐｔ３を噴霧内当量比Φａとして燃料濃度Ｃｆｕｅｌを算出し、この燃料濃度Ｃｆｕｅｌと筒内圧力Ｐｃｙとの積として燃料分圧「Ｆｕｅｌ」を算出する。そして、着火遅れ算出部６４は、このように算出した燃料分圧「Ｆｕｅｌ」を上記式（式６）に代入することにより、第３の着火遅れτｐ３を算出する。

各当量比Φｐｔ１，Φｐｔ２，Φｐｔ３のうち、第２の当量比Φｐｔ２が最も大きく、第１の当量比Φｐｔ１が２番目に大きく、第３の当量比Φｐｔ３が最も小さい。そのため、着火遅れτｐ１，τｐ２，τｐ３のうち、第２の着火遅れτｐ２が最も短く、第１の着火遅れτｐ１が２番目に短く、第３の着火遅れτｐ３が最も長い。

推定部６５は、パイロット噴射後における気筒１１内での熱発生率Ｈｇｒの推移である熱発生率モデルＭＤｈｇｒを作成する。すなわち、図４に示すように、パイロット噴射の開始時期ｔ０から第１の着火遅れτｐ１が経過した時期を第１の時期ｔ１とし、開始時期ｔ０から第２の着火遅れτｐ２が経過した時期を第２の時期ｔ２とし、開始時期ｔ０から第３の着火遅れτｐ３が経過した時期を第３の時期ｔ３とする。各時期ｔ１，ｔ２，ｔ３のうち、第２の時期ｔ２が開始時期ｔ０に最も近く、第１の時期ｔ１が２番目に開始時期ｔ０に近く、第３の時期ｔ３が開始時期ｔ０から最も離れている。この場合、推定部６５は、第２の時期ｔ２における熱発生率Ｈｇｒ及び第３の時期ｔ３における熱発生率Ｈｇｒをそれぞれ「０」とする。また、推定部６５は、第２の時期ｔ２から第１の時期ｔ１に向かうにつれて熱発生率Ｈｇｒが高くなり、第１の時期ｔ１から第３の時期ｔ３に向かうにつれて熱発生率Ｈｇｒが低くなるように、パイロット噴射後の熱発生率Ｈｇｒの推移を推定する、すなわち熱発生率モデルＭＤｈｇｒを作成する。

なお、推定部６５は、パイロット噴射によって噴射される燃料の量を基に、燃料の燃焼に起因して気筒１１内で発生する熱量Ｑを算出する。すなわち、熱量Ｑは、燃料噴射量が多いほど多くなる。そして、推定部６５は、第３の時期ｔ３と第２の時期ｔ２との差と、パイロット噴射によって噴射される燃料の燃焼に起因して気筒１１内で生じる熱量Ｑとを基に、第１の時期ｔ１における熱発生率Ｈｇｒを算出する。熱量Ｑは、図４における３点を繋ぐことで形成される三角形の面積に相当する。そのため、推定部６５は、以下に示す関係式（式７）を用いて第１の時期ｔ１における熱発生率Ｈｇｒを算出する。

メイン着火遅れ算出部６６は、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れであるメイン着火遅れτｍを算出する。メイン着火遅れτｍは、メイン噴射の開始時期における気筒１１内の温度や圧力に応じた値となる。すなわち、メイン噴射の開始時期における気筒１１内の温度が高いほど、メイン着火遅れτｍが短くなる。また、メイン噴射の開始時期における気筒１１内の圧力が高いほど、メイン着火遅れτｍが短くなる。そして、メイン噴射の開始時期における気筒１１内の温度は、パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼によって気筒１１内で生じた熱量が多いほど高くなる。また、メイン噴射の開始時期における気筒１１内の圧力は、パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼によって気筒１１内で生じた熱量が多いほど高くなる。

そこで、本実施形態では、メイン着火遅れ算出部６６は、上記熱発生率モデルＭＤｈｇｒを用い、パイロット噴射が行われてからメイン噴射の開始時期ｔｍまでに気筒１１内で発生した熱量Ｑ１を算出する。すなわち、メイン着火遅れ算出部６６は、メイン噴射の開始時期ｔｍが第２の時期ｔ２と第３の時期ｔ３との間の時期である場合、開始時期ｔｍが第２の時期ｔ２に近いほど熱量Ｑ１が少なくなるように、熱量Ｑ１を算出する。また、メイン着火遅れ算出部６６は、開始時期ｔｍが第３の時期ｔ３に近いほど熱量Ｑ１が多くなるように、熱量Ｑ１を算出する。すなわち、図５においてハッチングが施されている領域の面積が熱量Ｑ１となるように、熱量Ｑ１が算出される。

メイン着火遅れ算出部６６は、公知のエネルギ保存則及び理想気体の状態方程式を利用して、算出した熱量Ｑ１を基に、メイン噴射の開始時期における気筒１１内の温度や圧力を算出する。そして、メイン着火遅れ算出部６６は、このように算出したメイン噴射の開始時期における気筒１１内の温度や圧力を用いることにより、メイン着火遅れτｍを算出する。これにより、パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼の影響を考慮したメイン着火遅れτｍを算出することができる。

次に、図６及び図７を参照し、燃料噴射弁２６から燃料を噴射させる際における処理手順について説明する。
図６に示すように、まずはじめのステップＳ１１では、熱発生率モデルＭＤｈｇｒを作成するためのモデル作成処理が実行される。

具体的には、図７に示すように、ステップＳ１１１において、噴霧内空燃比算出部６２によって、噴霧内空燃比ＡＦｓｐが算出される。次のステップＳ１１２では、当量比算出部６３によって、第１の当量比Φｐｔ１、第２の当量比Φｐｔ２及び第３の当量比Φｐｔ３が算出される。続いて、ステップＳ１１３において、着火遅れ算出部６４によって、第１の着火遅れτｐ１、第２の着火遅れτｐ２及び第３の着火遅れτｐ３が算出される。次のステップＳ１１４において、推定部６５によって、熱発生率モデルＭＤｈｇｒが作成される。このように熱発生率モデルＭＤｈｇｒが作成されると、図６に示したステップＳ１１のモデル作成処理が完了し、処理が次のステップＳ１２に移行される。

ステップＳ１２において、作成された熱発生率モデルＭＤｈｇｒを用い、メイン着火遅れ算出部６６によってメイン着火遅れτｍが算出される。続いて、ステップＳ１３において、算出されたメイン着火遅れτｍと着火遅れ目標値τｔｒｇとを基に、弁制御部６１によってパイロット噴射における燃料噴射量が補正される。すなわち、熱発生率モデルＭＤｈｇｒの算出に際して想定していた燃料噴射量を基準噴射量とした場合、メイン着火遅れτｍが着火遅れ目標値τｔｒｇよりも長いときには、燃料噴射量が基準噴射量よりも増大される。これにより、実際のメイン着火遅れを短くすることができる。一方、メイン着火遅れτｍが着火遅れ目標値τｔｒｇよりも短いときには、燃料噴射量が基準噴射量よりも減少される。これにより、実際のメイン着火遅れを長くすることができる。

パイロット噴射の開始時期ｔ０に達すると、処理がステップＳ１４に移行される。このステップＳ１４では、補正された燃料噴射量を基に、弁制御部６１によってパイロット噴射が実行される。そして、メイン噴射の開始時期ｔｍに達すると、処理がステップＳ１５に移行される。このステップＳ１５では、弁制御部６１によってメイン噴射が実行される。その後、一連の処理が一旦終了される。

本実施形態の作用及び効果について説明する。
パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の噴霧内では、当量比Φにばらつきがある。本実施形態では、こうした噴霧内の当量比Φの分布を正規分布と仮定し、当量比Φの分布の中央値である第１の当量比Φｐｔ１が算出される。また、第１の当量比Φｐｔ１よりも大きい第２の当量比Φｐｔ２、及び、第１の当量比Φｐｔ１よりも小さい第３の当量比Φｐｔ３もまたそれぞれ算出される。そして、第１の当量比Φｐｔ１、第２の当量比Φｐｔ２及び第３の当量比Φｐｔ３を用いることにより、第１の着火遅れτｐ１、第２の着火遅れτｐ２及び第３の着火遅れτｐ３がそれぞれ算出される。

すると、パイロット噴射の開始時期ｔ０と、第１の着火遅れτｐ１、第２の着火遅れτｐ２及び第３の着火遅れτｐ３とを基に、第１の時期ｔ１、第２の時期ｔ２及び第３の時期ｔ３を求めることができる。そして、第１の時期ｔ１の熱発生率Ｈｇｒと、第２の時期ｔ２の熱発生率Ｈｇｒと、第３の時期ｔ３の熱発生率Ｈｇｒとを頂点とする、パイロット噴射後の熱発生率Ｈｇｒの推移を推定することができる。すなわち、熱発生率モデルＭＤｈｇｒを作成することができる。したがって、パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼に伴う、気筒１１内における熱発生率Ｈｇｒの推移をモデル化することができる。

このように作成した熱発生率モデルＭＤｈｇｒを用いることにより、パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼の影響を考慮したメイン着火遅れτｍを算出することができる。パイロット噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼の影響を考慮することなくメイン着火遅れを算出する場合と比較し、メイン着火遅れτｍを、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の実際のメイン着火遅れに近づけることができる。

その結果、実際のメイン着火遅れを着火遅れ目標値τｔｒｇに近づけるための燃料噴射制御を適切に行うことができる。
上記実施形態は、以下のように変更して実施することができる。上記実施形態及び以下の変更例は、技術的に矛盾しない範囲で互いに組み合わせて実施することができる。

・ステップＳ１２で算出したメイン着火遅れτｍが着火遅れ目標値τｔｒｇと乖離しているときには、パイロット噴射の開始時期ｔ０を調整することにより、実際のメイン着火遅れを着火遅れ目標値τｔｒｇに近づけるようにしてもよい。

・上記実施形態では、作成した熱発生率モデルＭＤｈｇｒを、メイン着火遅れτｍの算出以外に用いることもできる。例えば、熱発生率モデルＭＤｈｇｒを基に、燃料の燃焼に起因する気筒１１内の圧力の推移を予測することができる。こうした気筒１１内の圧力の推移を用いることにより、気筒１１内での燃焼騒音の大きさの推移を予測することもできる。

なお、熱発生率モデルＭＤｈｇｒをこのように利用する場合、メイン噴射が行われるときでも、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼に起因する熱発生率モデルを作成するようにしてもよい。

また、多段噴射ではなく、シングル噴射が行われるときでも、当該噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の燃焼に起因する熱発生率モデルを作成するようにしてもよい。

１０…内燃機関、１１…気筒、２６…燃料噴射弁、６０…制御装置、６２…噴霧内空燃比算出部、６３…当量比算出部、６４…着火遅れ算出部、６５…推定部、６６…メイン着火遅れ算出部。

Claims (1)

1. 気筒内に燃料を噴射する燃料噴射弁を備えた圧縮自着火式の内燃機関に適用され、
   前記燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧内の空燃比である噴霧内空燃比を算出する噴霧内空燃比算出部と、
   前記噴霧内における当量比の分布を正規分布としたとき、当量比の分布の中央値である第１の当量比を、理論空燃比を前記噴霧内空燃比で割った値とし、前記第１の当量比よりも大きく、且つ、当該第１の当量比の２倍の値よりも小さい値を第２の当量比とし、前記第１の当量比よりも小さく、且つ、「０」よりも大きい値を第３の当量比とする当量比算出部と、
   前記燃料噴射弁から噴射された燃料の着火遅れである第１の着火遅れを前記第１の当量比を用いて算出し、第２の着火遅れを前記第２の当量比を用いて算出し、第３の着火遅れを前記第３の当量比を用いて算出する着火遅れ算出部と、
   前記燃料噴射弁の燃料噴射の開始時期から前記第１の着火遅れが経過した時期を第１の時期とし、前記開始時期から前記第２の着火遅れが経過した時期を第２の時期とし、前記開始時期から前記第３の着火遅れが経過した時期を第３の時期とした場合、前記第２の時期における熱発生率及び前記第３の時期における熱発生率をそれぞれ「０」とし、前記第２の時期から前記第１の時期に向かうにつれて熱発生率が高くなり、前記第１の時期から前記第３の時期に向かうにつれて熱発生率が低くなるように、前記燃料噴射後の熱発生率の推移を推定する推定部と、を備え、
   前記推定部は、前記第３の時期と前記第２の時期との差と、前記燃料噴射弁から噴射される燃料の燃焼に起因して前記気筒内で生じる熱量とを基に、前記第１の時期における熱発生率を算出する
   内燃機関の制御装置。

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