CN102635454B - 燃料加压输送系统、燃料加压输送控制装置及其控制方法 - Google Patents

Abstract

燃料加压输送系统具有：蓄压部(60)，对燃料进行蓄压；缸体(59)，在内部形成有压力室(53)；以及柱塞(51)，在缸体内进行向加压方向的移动即加压移动，通过加压移动产生压力室内的容积变化，从而将燃料向蓄压部加压输送；以及控制部(70)，控制向蓄压部的燃料的加压输送量。控制部具有加压输送量计算部，推定从压力室的内周面与柱塞的外周面之间的间隙泄漏的燃料的泄漏量，使用推定出的泄漏量和与加压移动时的柱塞的冲程相对应的压力室内的容积变化量，计算加压输送量。

Description

燃料加压输送系统、燃料加压输送控制装置及其控制方法

技术领域

本发明涉及将燃料加压并喷射的技术，特别涉及在用于内燃机的燃烧的燃料的喷射中优选的技术。

背景技术

作为内燃机的燃料喷射系统，已知有共轨(common rail)(蓄压部)式的燃料喷射系统。该燃料喷射系统具备向共轨腔加压输送燃料的加压输送泵。近年来，期待着实现共用化，也就是对多种内燃机、即气缸数不同的内燃机(例如4气缸发动机、5气缸发动机、6气缸发动机等)使用共用的加压输送泵。为了实现该共用化，要求即便内燃机的燃烧循环(各气缸的喷射器的喷射循环)与来自加压输送泵的燃料的加压输送循环不同步，也能够向共轨腔进行燃料加压输送这样的非同步化。然而，一般而言，燃料的加压输送与喷射器(injector)的喷射的非同步化成为喷射器的实际喷射量的变动的重要因素，气缸间喷射量产生了差异。喷射器的实际喷射量的变动的起因是，若向共轨腔的燃料的加压输送期间与喷射器的喷射期间产生重叠，则喷射器的喷射量发生变动。针对这种问题，提出了如下技术：根据喷射期间中的燃料的加压输送量来计算修正量，从而对喷射器的指令喷射量进行修正(专利文献1)。该修正量是计算在喷射器的喷射期间向共轨腔的燃料的加压输送量，并根据该计算量和共轨腔压力计算出来的。

另一方面，以往，利用向共轨腔进行燃料的加压输送的加压输送泵是容积型泵的情况，基于其内部的压力室的容积变化来计算加压输送量(从加压输送泵向共轨腔的排出量)，这是本申请提交时的本领域技术人员的技术常识。所谓容积型泵，是利用往复运动或旋转运动来使压力室的容积变化，从而排出液体的泵。

专利文献1：日本特开2005-127164号公报

但是，本发明人新发现了，伴随着加压输送泵的排出压的高压化，加压输送泵中的排出加压输送时的泄漏逐渐成为不可忽略的量。

发明内容

本发明是为了解决上述现有的技术问题而做出的，其目的在于提供一种使向共轨腔喷射的燃料的喷射量的控制性能提高的技术。

以下，根据需要，一边示出效果一边说明用于解决上述技术问题的有效技术手段。

基于本发明的一个方式的燃料加压输送系统具备：蓄压部，对燃料进行蓄压；缸体，在内部形成有压力室；柱塞，在所述缸体内进行向加压方向的移动即加压移动，通过所述加压移动产生所述压力室内的容积变化，从而将燃料向所述蓄压部加压输送；以及控制部，控制向所述蓄压部的燃料的加压输送量；所述控制部具有加压输送量计算部，推定从所述压力室的内周面(形成压力室)与所述柱塞的外周面之间的间隙泄漏的燃料的泄漏量，使用所述推定出的泄漏量和与所述加压移动时的柱塞的冲程相对应的所述压力室内的容积变化量来计算所述加压输送量。

根据所述燃料加压输送系统，能够推定从形成压力室的缸体的内周面与柱塞的外周面之间的间隙泄漏的燃料的泄漏量，利用该推定值来计算加压输送量，因此，能够抑制由从该间隙泄漏的燃料的泄漏量引起的加压输送量的误差。由此，能够提高向共轨缸加压输送的燃料的加压输送量的计算精度。根据本发明人的实验得知，从缸体的内周面与柱塞的外周面之间的间隙的泄漏，与向共轨缸的排出压的上升相对应，线性(急剧)地增大。因此本发明是在共轨缸的超高压化中重要性很高的技术。

所述燃料加压输送系统也可以构成为，所述加压输送量计算部基于所述冲程，计算对于流过所述间隙的燃料的流动的阻力值，使用所述阻力值来推定所述泄漏量。

根据该结构，在从缸体的内周面与柱塞的外周面之间的间隙泄漏的泄漏量的计算中，能够基于冲程来计算对于燃料的流动的流路阻力的阻力值，所以能够容易且正确地推定泄漏量。

所述燃料加压输送系统也可以构成为，所述加压输送量计算部基于所述加压时的压力室内的压力即柱塞室压与所述蓄压部的压力之差来计算向所述蓄压部的加压输送速度。

根据该结构，能够基于柱塞室压与蓄压部的压力之差来计算向高压通路的加压输送速度。该方法不同于以往的基于容积型泵的假定来与容积型泵的压力室的容积变化相对应地计算加压输送量的方法，能够根据压力室内的容积变化来计算压力变化，再基于该压力变化计算加压输送量。由此，不需要以往的容积型泵的假定，因此，能够消除由容积型泵的假定引起的误差，该容积型泵伴随着超高压化而真实性降低，并且能够在超高压化下实现正确且可靠性较高的计测。

所述燃料加压输送系统也可以构成为，所述加压输送量计算部将所述燃料视为规定的压缩性流体，使用所述规定的压缩性流体的体积弹性模量，计算由所述加压移动引起的所述加压时的压力室内的压力即柱塞室压的上升量；所述规定的压缩性流体具有基于所述缸体及所述柱塞至少一方的弹性变形和所述燃料的体积弹性变形中的至少一个来预先决定的体积弹性模量。

根据该结构，燃料被作为具有基于缸体及柱塞至少一方的弹性变形和燃料的体积弹性变形中的至少一个来预先决定的体积弹性模量的规定的压缩性流体，因此，能够简单地实现将由弹性变形引起的压力室等的增大考虑在内的计算。

另外，本发明不仅能够作为燃料喷射系统来具体化，还能够以燃料喷射控制装置及其控制方法、将控制功能具现化的计算机程序、存储该程序的程序介质或程序产品等形态具体化。

附图说明

图1是表示本实施方式所涉及的共轨式燃料喷射系统10的结构的整体结构图。

图2是表示共轨腔的压力与高压泵的排出量之间的关系的实验结果的图表。

图3是表示用于计算高压泵50的排出量的算式的图。

图4是表示用于计算高压泵50的排出量的处理内容的流程图。

图5是表示由于喷射器的喷射期间与向共轨腔加压输送的加压输送期间(排出期间)的重叠而喷射量增加的形态的说明图。

图6是表示将本实施方式的喷射修正的内容与比较例进行比较的说明图。

图7是表示用于执行喷射量修正的处理内容的流程图。

图8是表示本处理的主要处理的内容的框图。

图9是表示用于喷射量修正的算式的图。

图10是表示非重叠时和重叠时的喷射的共轨腔内部的燃料的压力下降的形态的图。

具体实施方式

以下，参照附图说明应用于搭载有本发明的共轨式燃料喷射系统(燃料加压输送系统)10的柴油发动机的实施方式。

(排出量计算处理的内容)

图1是表示本实施方式的共轨式燃料喷射系统10的结构的整体结构图。共轨式燃料喷射系统10是用于对未图示的4循环(冲程)的4气缸柴油发动机80(以下称为发动机)的各气缸喷射燃料的系统。共轨式燃料喷射系统10具备：4个喷射器71～74、作为蓄压容器的共轨腔60、向共轨腔60加压输送燃料的高压泵50、向高压泵50供给燃料的燃料泵(feed pump)30、对从燃料泵30向高压泵50的燃料供给量进行控制的供给控制阀(SCV)40、燃料箱20、和对这些部分进行电子控制的电子控制单元(以下称作ECU)70。此外，将从燃料喷射系统10除去ECU70后的结构称作燃料喷射装置(或者燃料加压输送装置)。

另外，共轨腔60也称作蓄压部。此外，电子控制单元70也称作控制装置或控制部，还作为上述的加压输送量计算部发挥功能。

共轨腔60是用于对高压燃料进行蓄压，并经由供给配管21～24向喷射器71～74供给的蓄压容器。经由高压供给配管16对共轨腔60供给从高压泵50排出的高压燃料。高压供给配管16中装配有用于防止向高压泵50逆流的逆流防止用的止回阀(check valve)15。共轨腔60具备轨压传感器61，用于对在其内部蓄压的高压燃料的压力进行计测。轨压传感器61的输出值Pout被输入至ECU70。ECU70基于轨压Pout，能够推定在共轨腔60的内部蓄压的高压燃料的总量的变动量。该推定的详细情况将后述。

ECU70根据发动机转速Ne和加速(accel)量来决定喷射定时和喷射量，对4个喷射器71～74执行喷射指令。喷射器71～74是用于将从共轨腔60供给的高压燃料向4气缸柴油发动机80的各气缸喷射燃料的电磁式燃料喷射阀。在喷射定时与从高压泵50向共轨腔60加压输送的加压输送定时产生重叠的情况下，喷射量还被执行修正处理。关于修正处理的内容将后述。另外，喷射器71～74也称作喷射部。

燃料箱20连接有返回流路17和用于向燃料泵30供给燃料的燃料供给配管11。返回流路17是用于使高压泵50的泄漏燃料回流到燃料箱20的流路。返回流路17直接或间接地与返回流路18和返回流路19连接，该返回流路18用于使共轨腔60的泄漏燃料回流，该返回流路19用于使喷射器71～74的泄漏燃料回流。

燃料泵30经由供给控制阀40和燃料供给配管12、13向高压泵50供给燃料。燃料供给配管13装配有用于防止向供给控制阀40逆流的止回阀14。供给控制阀40是用于对向高压泵50的燃料供给量进行调整(节流调整)的阀。供给量的调整通过来自ECU70的指令进行。

高压泵50具备：缸体壁面54，是构成缸体59的圆筒状的内壁；柱塞(plunger)51，可滑动地收容在缸体壁面54上；以及凸轮52，进行驱动，以使柱塞51往复运动。柱塞51具有：平面状的端面56，与缸体壁面54一起形成压力室53；以及外周面55，具有圆柱外周面的形状。外周面55的外径被设定成在该外周面55与缸体壁面54之间具有微米级的微小间隔量(clearance)Cr的间隙。外周面55与缸体壁面54之间的润滑性是通过一部分燃料从压力室53向内部返回流路58泄漏来实现的。

高压泵50的工作内容如以下所示。凸轮52通过来自发动机80的曲轴(未图示)的驱动力而以角速度ω旋转。在图1中，高压泵50处于柱塞51从下死点向将压力室53压缩的方向移动了冲程X1的量的状态。下死点被设置在如下位置，即，柱塞51的端面56从缸体壁面54的端部面57插入了距离L的位置。外周面55与缸体壁面54之间的滑动面沿轴线方向形成了长度X2的量。长度X2是从端部面57起到下死点位置的端面56的距离L和柱塞51的冲程X1的和。

高压泵50如下述那样将燃料吸入压力室53。被凸轮52驱动的柱塞51对应于来自供给控制阀40的燃料的供给量下降(使压力室53增大的方向)移动，由此进行燃料的吸入。高压泵50如下述那样向共轨腔60加压输送燃料。被凸轮52驱动的柱塞51上升(使压力室53减小的方向)移动而进行加压，由此进行燃料的加压输送。这样的移动也被称作加压移动。

由于高压泵50是具有柱塞的所谓容积型泵，因此，以往将燃料作为非压缩性流体来处理，以压力室53的变动量为基础来计测向共轨腔60的排出量Q1。然而，本发明人发现伴随着共轨腔60的高压化，从外周面55与缸体壁面54之间的间隔量Cr的间隙泄漏的泄漏量Q2急剧地增大，并且研究出了尽管泄漏量Q2增大也能够正确地计测排出量Q1的技术。

图2是表示共轨腔的压力与高压泵的排出量(加压输送量)之间的关系的实验结果的图表。在横轴中，将共轨腔的压力即轨压Pout的实验时的最大压力作为“1”，作为轨压Pout的对比来示出。在纵轴中，将规定冲程下的高压泵的排出量的实验时的最大排出量作为“1”，作为排出量的对比来示出。

线C1表示通过没有考虑泄漏量Q2的以往的方法进行计测的结果。线C2表示通过考虑了泄漏量Q2的后述的实施方式的方法进行计测的结果。线C3是实测值。根据本图可知，在以往的方法中，伴随着共轨腔的高压化而误差急剧地增大，与此相对，实施方式的方法中，尽管高压化也能够正确地计测排出量。

图3是表示用于计算高压泵50的排出量的算式的图。算式F1～F4与以往的基于压力室53的容量变化的方法有本质的区别，其特征在于基于压力来进行计算这一点。算式F1是将止回阀15视为锐孔(orifice)来计算流量的算式。在算式F1中，利用压力室53的压力即柱塞室压Proom与共轨腔60的内部压力即轨压Pout的差压，来计算瞬间排出量(流量速率或流速)ΔQ1。

高压供给配管16中的压力下降与止回阀15中的压力下降相比为可忽略的量，止回阀15的下游的压力用轨压Pout来代用。轨压Pout是能够通过轨压传感器61进行计测的值。流量系数Cq是实验值，作为已知的固定值来利用。排出阀开口面积A是止回阀15的锐孔面积(已知)。燃料密度ρ是已知的固定值。其中，柱塞室压Proom是通过柱塞室压的瞬时变化量(变化率)ΔProom的积算(或积分)来计算的。

柱塞室压的瞬时变化量ΔProom能够使用算式F2、F3进行计算。算式F2是基于与理想气体(压缩性流体)的状态方程式相同观点的算式。即，柱塞室压的瞬时变化量ΔProom，是通过将燃料加压量ΔQroom除以压力室53的内容积即压力室容积V，再乘以体积弹性模量к来进行计算的。压力室容积V是基于柱塞冲程X1计算出的量。燃料加压量ΔQroom是通过视为流入了与压力室容积V的减少量相当的燃料而出现的假定流量速率(流速)。

体积弹性模量к能够使用燃料的体积弹性模量(已知)。但是，不仅能使用燃料的体积弹性模量，也可以将由缸体壁面54的变形和柱塞51至少一方的弹性变形引起的压力室53的增大视为燃料的体积弹性变形的一部分来处理。即，也可以是，将由压力室53的弹性变形引起的增大视为燃料的压缩来决定体积弹性模量к，使用具有体积弹性模量к的规定流体来代替燃料。这样，能够简单地实现将由弹性变形引起的压力室53的增大考虑在内的计算。弹性变形能够通过基于有限元法的计算或实验等来决定。

算式F3是计算燃料加压量(流速)ΔQroom的算式。在燃料加压量ΔQroom中，求出柱塞冲程X1的时间微分值与压力室内面积S1之积，来计算压力室容积V的减少量，视为流入了与该减少量相当的燃料。另一方面，在压力室容积V减少时，由于还从外周面55与缸体壁面54之间的间隔量Cr的间隙产生泄漏，因此，将泄漏量(率)ΔQ2从上述的假定流量中减去。

泄漏量ΔQ2能够使用算式F4计算。算式F4是假定了圆筒的间隙流动(层流的粘性流)的算式。π×d(柱塞径)由于是柱塞51的外圆周长，因此是已知的固定值。间隔量Cr是外周面55与缸体壁面54之间的已知的固定值。μ由于是燃料的粘性系数，因此是已知的固定值。X2是间隔量Cr的间隙沿轴线方向的长度(间隙长)，能够通过将柱塞冲程X1与距离L(参照图1)相加来求出。另外，间隔量Cr也可以作为与柱塞室压Proom相对应地增大的量来处理。

在算式F4中，也可以将柱塞室压Proom的系数的倒数作为流路阻力的阻力值来掌握。即，由于能够将圆筒的间隙作为流路来掌握，从而作为其流路阻力来处理，因此，流路阻力作为与流路长X2成正比的值，能够作为柱塞冲程X1的函数来处理。

外周面55与缸体壁面54之间的圆筒间隙(间隔量Cr)是微米级的极狭窄的间隙，因此，在该间隙中的流体的流动一般是层流。这是因为，可用作紊流辨别的雷诺数Re变得非常小。这是因为，虽然已知若雷诺数Re的数值变大则流动迁移为紊流，但是，在该算式(＝特性长度L×特性速度v/动粘性系数ν)中，特性长度L是间隙的厚度，因此数值变得极小。但是，即使变为紊流的情况下也能够利用紊流用的公知的算式，在泄漏量ΔQ与间隙长X2成反例这一点上是共通的。

图4是表示用于计算高压泵50的排出量的处理内容的流程图。本计算处理使用专用工具(例如AME-Sim模型)、数值积分法(或积算法)，通过ECU70来执行。在本实施方式中，为了便于说明，示例了最简单化的积算方法来进行说明。本积算方法包含有例如每10微秒执行的反复计算处理。

在步骤S1中，ECU70输入初始值。初始值是指加压开始时的压力室53的初始压力Proom0和柱塞51的柱塞冲程X1。初始压力Proom0由于是加压开始时因此为表压零。柱塞冲程X1基于由供给控制阀40进行调量的向高压泵50的燃料吸入量来决定。

在步骤S2中，ECU70使用算式F2～F4计算柱塞压上升量ΔProom。ECU70首先使用算式F3计算燃料加压量ΔQroom。柱塞冲程X1的积算量ΔX1基于凸轮52的角速度ω和凸轮52的凸轮外形，作为在10微秒的期间进入的柱塞冲程X1来进行计算。另一方面，由于初始压力Proom0为表压零，因此泄漏量ΔQ2是零。最后，ECU70使用计算出的燃料加压量ΔQroom来计算柱塞压上升量ΔProom。

在步骤S3中，ECU70将柱塞压上升量ΔProom与初始压力Proom0(表压零)相加来决定柱塞室压Proom。另外，在计算柱塞压上升量ΔProom时，从算式F3可知，没有考虑向共轨腔60的排出量，其理由后述。

在步骤S4中，ECU70比较柱塞室压Proom和轨压Pout，在柱塞室压Proom为轨压Pout以下时，使处理前进至步骤S8，跳过步骤S5～步骤S7。另一方面，ECU70在柱塞室压Proom比轨压Pout大时，使处理前进至步骤S5。轨压Pout如上所述那样能够使用轨压传感器61(参照图1)的计测值。

在步骤S5中，ECU70计算从高压泵50向共轨腔60排出燃料的瞬间排出量ΔQ1。排出量的计算使用算式F1来进行。瞬间排出量ΔQ1是在10微秒的期间向共轨腔60排出的燃料的量。

在步骤S6中，ECU70计算柱塞压下降量ΔProom。柱塞压下降量ΔProom是起因于瞬间排出量ΔQ1的排出而下降的柱塞室压Proom的变动量。柱塞压下降量ΔProom能够使用算式F2，代替燃料加压量ΔQroom而代入瞬间排出量ΔQ1进行计算。

在步骤S7中，ECU70通过将柱塞压下降量ΔProom从柱塞室压Proom(步骤S3中的决定值)中减去，来决定柱塞室压Proom。这样，在本计算处理中，对起因于柱塞51的上升的柱塞室压Proom的上升、向共轨腔60的瞬间排出量ΔQ1的燃料排出、以及起因于燃料排出(加压输送)的柱塞室压Proom的下降这样的动作进行了模型化。

但是，在现实中，起因于柱塞51的上升的柱塞室压Proom的上升，一边与起因于燃料排出的柱塞室压Proom的下降抵消一边产生。然而，通过将计算处理的时间单位(在该例子中为每10微秒)适当地设为较小的值，能够使现实的动作与起因于模块的差异的计算误差成为足够小的值。由此，简化了算式F2、F3，实现了简单的积算。

继续执行这样的计算处理(步骤S2～S7)，直到柱塞51到达上死点为止，在到达上死点的时刻，将计算出的数值全部清除。本计算处理能够在现实地开始从高压泵50向共轨腔60排出燃料之前执行，因此，如以下所说明的那样，能够利用在来自喷射器71～74的燃料喷射的前馈控制处理中。

这样，本实施方式的排出量计算处理计算从外周面55与缸体壁面54之间的圆筒间隙(间隔量Cr)泄漏的燃料的量即泄漏量，从而计算向共轨腔60的燃料的加压输送量(排出总量)。由此，即使泄漏与共轨腔60的喷射压(蓄压)的压力的上升相对应地增多，也能够维持排出量(加压输送量)的计算精度。

而且，本实施方式的排出量计算处理能够利用柱塞室压Proom与共轨腔60的内部压力即轨压Pout的差压来计算瞬间排出量ΔQ1，因此，即便是轨压Pout变动的喷射期间中的排出，也能够正确地进行计算。本发明人新创造出了活用这样的特征的喷射量修正处理。

(喷射量修正处理的内容)

图5是表示起因于喷射器的喷射期间与向共轨腔的加压输送期间(排出期间)的重叠而喷射量增加的形态的说明图。图5(a)示出了不产生两期间的重叠即加压输送重叠期间的同步系统。图5(b)示出了产生加压输送重叠期间的非同步系统。本图中的#1、#2、#3、#4是发动机80的各气缸的编号。

在本实施方式中，同步和非同步，是着眼于喷射器71～74的喷射期间与向共轨腔60的加压输送期间的同步性的概念。另一方面，用于驱动高压泵50的凸轮52被发动机80的曲轴(未图示)驱动，凸轮52与曲轴的旋转同步。由此，ECU70在非同步系统中也能够预测喷射期间与加压输送期间的定时的关系。

在图5(a)的同步系统中，在发动机80的循环结束从而全部4个气缸的喷射结束的期间，泵的加压输送次数为4次。在图5(a)中，例如采用从凸轮52的两侧夹着作为公知结构的2个高压泵50的结构，通过凸轮52的2周旋转进行4次加压输送。另一方面，发动机80由于是4冲程的内燃机，因此，每当曲轴进行2周旋转时结束1个循环，结束全部气缸的喷射。即，泵转速NP与发动机转速Ne的旋转比为1∶1，每当凸轮52进行1周旋转，曲轴进行1周旋转。

ECU70基于泵的凸轮升程(cam lift)来调整驱动电流波形的定时，能够使喷射期间与泵的加压输送期间同步。由此，能够使泵的加压输送期间与喷射期间错开，因此能够避免由喷射期间与泵的加压输送期间的重叠(加压输送重叠期间)引起的喷射量的差异。

在图5(b)的同步系统中，泵转速NP与发动机转速Ne的旋转比为3∶4，每当凸轮52进行3周旋转，曲轴进行4周旋转。在该例子中，在发动机80的循环结束而全部4个气缸的喷射结束的期间，泵的加压输送次数为3次。这样的例子例如是通过在排气量相对较小的发动机中共用高压泵50时，考虑过大的高压泵50的容量而削减加压输送次数而产生的。

在这样的非同步系统中，ECU70无法基于泵的凸轮升程调整驱动电流波形的定时从而使喷射期间与泵的加压输送期间同步。结果，产生由加压输送期间的重叠(加压输送重叠)引起的喷射量的差异(增大)，从而产生气缸间喷射量差。

图6是表示将本实施方式的喷射修正的内容与比较例(上述例子)进行比较的说明图。如比较例可知，在非同步系统中，起因于加压输送重叠而使喷射量增大。尽管假定了驱动电流波形在喷射时产生由燃料喷射引起的轨压的降低，但该增大却是起因于由于来自高压泵50的燃料加压输送而轨压上升。

本实施方式是通过进行假定了由泵的加压输送引起的轨压的上升的波形的修正(TQ修正、即提早闭阀定时的修正)抑制重叠排出量来实现的。所谓重叠排出量是指由泵的加压输送引起的喷射量的增大。

图7是表示用于执行喷射量修正的处理内容的流程图。图8是表示本处理的主要处理的内容的框图。图9是表示在喷射量修正中使用的算式的图。本计算处理通过ECU70来执行。本处理是在发动机80的每个气缸中以恒定周期来实施的处理。

在步骤S11中，ECU70判定发动机80的运转状态是否为正常。若处理的结果判定为处于加速器被踏入而正在加速这样的非正常状态，则处理前进至步骤S12，跳过全部的修正处理。这是因为，在非正常状态下，喷射定时时刻都在变动，因而作为前馈控制处理前提的预测被破坏，有可能会因修正处理反倒产生负面影响。另一方面，若判定为正常，则处理前进至步骤S13和步骤S14。

ECU70并行执行步骤S13和步骤S14的处理。在步骤S13中，计算喷射期间。喷射期间由发动机80的转速Ne和载荷来决定。具体地说，例如在喷射期间的初期，由发动机80的转速Ne决定，在喷射期间的末期由载荷决定。另一方面，在步骤S14中，计算泵排出期间。在泵排出期间的初期，基于高压泵50的排出量来决定(参照图8的步骤S14)。

在步骤S15中，ECU70判定喷射期间和排出期间的有无。在本实施方式中，#1、#2、#3的气缸始终产生重叠。另一方面，#4的气缸不产生重叠。因此，在本实施方式的发动机80中，可以想到不需要步骤S15，但是根据凸轮52与曲轴的旋转比、发动机80的喷射特性而变成需要的步骤。

在步骤S16中，ECU70计算重叠期间。重叠期间的计算使用步骤S13和步骤S14的计算值来进行。由此，计算出了重叠期间的初期和末期。

在步骤S17中，ECU70计算重叠时排出量Qout。重叠时排出量Qout能够使用算式F5(参照图9)，利用上述的方法(图3、图4)的处理方法来进行计算。此时，可以通过将由重叠时排出量Qout引起的轨压Pout的变动(上升)也考虑在内的计算，来提高计算精度，或者也可以采用不将由重叠时排出量Qout引起的轨压Pout的变动(上升)考虑在内的简单的计算方法。

在步骤S18中，ECU70判定是否有反馈。该判定是基于后述的反馈标志来进行的判定。在有反馈的情况下，在加上反馈量Qfb(步骤S19)之后，处理前进至步骤S21。另一方面，在没有反馈的情况下，不加上反馈量Qfb(步骤S20)，处理前进至步骤S21。

在步骤S21中，ECU70计算轨压变化量ΔPout。轨压变化量ΔPout能够使用算式F6(参照图9)来进行计算。算式F6是基于与上述的算式F2相同观点的式子。轨压变化量ΔPout例如能够基于重叠时排出量Qout和反馈量Qfb的相加量(或者不进行相加)来进行计算(参照图8)。

在步骤S22中，ECU70决定喷射期间TQ的修正量TQc。修正量TQc的决定使用预先准备的映射(参照图8的步骤S22)来进行。本映射是通过实验求出的。由此，在喷射前结束了前馈控制的喷射量的修正处理的准备。

在步骤S23中，ECU70执行喷射处理。喷射处理通过利用以修正量TQc修正后的驱动电流波形进行驱动来执行。修正量TQc被用于喷射期间的缩短量的决定。

在步骤S24中，ECU70实测喷射前后的轨压。轨压的实测使用轨压传感器61来进行。执行轨压的实测为了实现用于下个循环的喷射量修正的反馈处理(参照图8的步骤S24、S25)。

在步骤S25中，ECU70执行气缸差检测处理。气缸差检测处理是，将向高压泵50的加压输送期间(排出期间)不与喷射期间重叠的#4的气缸的喷射量的实测值Qi(基准喷射量)和有重叠的其他#1～#3的气缸的喷射量的实测值Q’i(修正喷射量)进行比较，由此来对由重叠的有无引起的喷射量的气缸差进行检测的处理。各气缸的喷射量基于共轨腔60的内部燃料的压力下降的实测值来计算。

图10是表示非重叠时和重叠时的喷射中的共轨腔60的内部燃料的压力下降的形态的图。在非重叠时，共轨腔60的内部燃料的压力从喷射开始时的喷射压P1下降至喷射结束时的喷射压P2。该压力由于起因于喷射，因此，能够使用该压力下降量计测喷射量。具体地说，使用图9的算式F7，通过ECU70计算没有重叠的#4的气缸的喷射量Qi。

另一方面，在重叠时，共轨腔60的内部燃料的压力从喷射开始时的喷射压P’1下降至喷射结束时的喷射压P’2。但是，压力下降量由于被由重叠时排出量Oout引起的ΔPout抵消了，因此加上ΔPout。结果，使用图9的算式F8，通过ECU70计算有重叠的#1～#3的气缸的喷射量的实测值Q’i。

气缸差检测处理是，以没有重叠的#4的气缸的喷射量Qi为基准，检测该基准值分别与有重叠的#1～#3的气缸的喷射量Q’i之间的差(参照图9的算式F9)，来计算反馈量Qfb的处理。由此，针对#1～#3的气缸分别计算反馈量Qfb。另外，向没有重叠的#4的气缸喷射燃料的喷射器74还被称作基准喷射器。向有重叠的#1-#3的气缸喷射燃料的喷射器71～73还被称作修正对象喷射器。

在步骤S26中，ECU70判定反馈量Qfb是否在阈值以内(即规定的范围内)。该判定的结果为反馈量Qfb在阈值以内时，将反馈标志设为“有反馈”，将反馈量Qfb存储在ECU70所具有的未图示的存储器中。另一方面，在反馈量Qfb为阈值以外时，将反馈标志设为“无反馈”。

反馈标志在上述的步骤S18(反馈有无的判定)中使用。反馈量ΔQfb在上述的步骤S19(反馈量相加)中使用。由此，在下次的喷射中，通过使用反馈量ΔQfb，能够以进行了基于实测值的修正的驱动电流波形进行喷射。

本发明人发现了如下显著效果：使用了反馈量ΔQfb的修正特别能够利用在因实际使用环境(燃料粘性)变化而引起的前馈修正量的偏离的补偿中。

由此，本实施方式的喷射量修正处理，即使向共轨腔60的加压输送期间与喷射期间重叠也能够预测向共轨腔60的加压输送量(排出量)，进行前馈修正从而能够对由重叠加压输送引起的喷射误差进行补偿。进而，本实施方式的喷射量修正处理能够通过监视喷射时的喷射压来由气缸差检测处理生成反馈量ΔQfb，因此，还能够对前馈修正的预测的误差进行补偿，从而成功地实现了可靠性和精度较高的修正。

(其他实施方式)

本发明不限于上述实施方式，例如能够如下那样实施。

(1)在上述实施方式中，是泵转速NP与发动机转速Ne的旋转比为3∶4的系统，但是不限于此，本发明可以广泛地应用于喷射器的喷射期间和泵的加压输送期间重叠的系统中。

(2)在上述实施方式中，高压泵的调量方式是节流调整，但是也可以应用于例如溢流方式这样的其他调量方式中。

Claims (4)

1.一种燃料加压输送系统，其特征在于，具备：

蓄压部(60)，对燃料进行蓄压；

缸体(59)，在内部形成有压力室(53)；

柱塞(51)，在所述缸体(59)内进行向加压方向的移动即加压移动，通过所述加压移动产生所述压力室(53)内的容积变化，从而将燃料向所述蓄压部(60)加压输送；以及

控制部(70)，控制向所述蓄压部(60)的燃料的加压输送量；

所述控制部(70)具有加压输送量计算部，该加压输送量计算部推定从所述压力室(53)的内周面(54)与所述柱塞(51)的外周面(55)之间的间隙泄漏的燃料的泄漏量，使用所述推定出的泄漏量和与所述加压移动时的柱塞(51)的冲程相对应的所述压力室(53)内的容积变化量，来计算燃料加压量，通过将所述燃料加压量除以压力室容积并乘以体积弹性模量而算出柱塞室压的瞬时变化量，之后通过所述柱塞室压的瞬时变化量的积分来得到柱塞室压，基于得到的所述柱塞室压与所述蓄压部(60)的压力之差，计算向所述蓄压部(60)的加压输送速度，使用计算出的所述加压输送速度，来计算所述加压输送量。

2.如权利要求1所述的燃料加压输送系统，其特征在于，

所述加压输送量计算部基于所述冲程，计算对于流过所述间隙的燃料的流动的阻力值，使用所述阻力值推定所述泄漏量。

3.如权利要求1或2所述的燃料加压输送系统，其特征在于，

所述燃料为规定的压缩性流体，所述燃料的所述体积弹性模量基于所述缸体(59)及所述柱塞(51)至少一方的弹性变形和所述燃料的体积弹性变形中的至少一个而被预先决定。

4.一种燃料加压输送装置的控制方法，该燃料加压输送装置具有：

蓄压部(60)，对燃料进行蓄压；

缸体(59)，在内部形成有压力室(53)；以及

柱塞(51)，在所述缸体(59)内进行向加压方向的移动即加压移动，通过所述加压移动产生所述压力室(53)内的容积变化，从而将燃料向所述蓄压部(60)加压输送；

该燃料加压输送装置的控制方法的特征在于，包括以下工序：

加压输送量计算工序，推定从所述压力室(53)的内周面(54)与所述柱塞(51)的外周面(55)之间的间隙泄漏的燃料的泄漏量，使用所述推定出的泄漏量和与所述加压移动时的柱塞(51)的冲程相对应的所述压力室(53)内的容积变化量，来计算燃料加压量，通过将所述燃料加压量除以压力室容积并乘以体积弹性模量而算出柱塞室压的瞬时变化量，之后通过所述柱塞室压的瞬时变化量的积分来得到柱塞室压，基于得到的所述柱塞室压与所述蓄压部(60)的压力之差，计算向所述蓄压部(60)的加压输送速度，使用计算出的所述加压输送速度，计算向所述蓄压部(60)的加压输送量；以及

操作工序，基于所述计算出的加压输送量，控制向所述蓄压部(60)的燃料的加压输送量。