JP2002276444A - ディーゼルエンジンの制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 過渡運転時の主噴射、パイロット噴射により
噴射された燃料の燃焼状態を最適にして燃焼騒音を防止
する。 【解決手段】 判定手段８３は、吸気中の酸素濃度また
は酸素量の計測値の、定常運転時の目標値からのずれが
大きい運転状態であるのか、それとも前記計測値の前記
目標値からのずれが比較的小さい運転状態であるのかを
判定する。この判定結果に基づき制御手段８４では、前
記計測値の前記目標値からのずれが大きい運転状態の場
合に、少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射す
るとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短く
して圧縮上死点以前に主噴射を完了させ、前記計測値の
前記目標値からのずれが比較的小さい運転状態である場
合に、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パ
イロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット
噴射燃料による燃焼を完全に終了させてから主噴射を行
う。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、ディーゼルエン
ジンの制御装置、特に過渡運転時の燃焼騒音を防止する
ため、主燃料噴射に先立って小量の噴射を行ういわゆる
パイロット噴射を行うものに関する。

【０００２】

【従来の技術】ディーゼルエンジンでは燃焼時の着火遅
れ期間が長くなり、燃焼圧力の上昇率が過大になると燃
焼騒音が急激に増大することが知られている。一般に、
燃焼騒音の増大は着火遅れ期間が長くなる低温始動時
や、吸気温度が低く燃焼室温度上昇の遅れに伴う着火遅
れが生じる過渡運転時等に発生しやすい。また、ディー
ゼルエンジンでは噴射圧力の増大に伴う燃焼速度の増加
により燃焼騒音の増大が生じやすくなっている。

【０００３】上記の燃焼騒音の増大を防止するために
は、主噴射に先立って小量の燃料を噴射するパイロット
噴射を行なうことが有効なことが知られている。パイロ
ット噴射により噴射された燃料が主噴射に先立って燃焼
するため、主噴射時には筒内温度と圧力とがともに上昇
し、主噴射燃料の燃焼状態が改善される。従って、燃料
の着火遅れも短縮されるようになり燃焼騒音が増大する
ことが防止される。

【０００４】ところで、従来、主噴射時期とパイロット
噴射時期とはそれぞれ実験により設定された数値マップ
に基づいて以下の方法で決定されている。 １．メイン噴射 （１）エンジン運転状態（アクセル開度、回転速度）に
基づいて予め準備した燃料噴射量のマップから燃料噴射
量と燃料噴射圧力とを算出する。

【０００５】（２）エンジン回転速度と上記により算出
した燃料噴射量とに基づいて予め実験により設定された
基本主噴射時期のマップから基本主噴射時期を決定す
る。

【０００６】（３）決定した基本主噴射時期を実際のエ
ンジンの吸気圧力、冷却水温で補正し、最終主噴射時期
を決定する。 ２．パイロット噴射 （１）予め実験により設定された基本インターバル（パ
イロット噴射開始時期と主噴射開始時期との間隔）のマ
ップに基づいて、エンジン回転速度と燃料噴射量とから
基本インターバルを決定する。

【０００７】（２）予め準備した数値マップに基づい
て、冷却水温に基づいて定まる水温補正量を決定する。

【０００８】（３）パイロット噴射時期を〔主噴射時
期〕＋〔基本インターバル〕＋〔水温補正量〕として算
出する。

【０００９】上記主噴射時期決定における基本主噴射時
期マップ及びパイロット噴射時期決定における基本イン
ターバルマップとは、それぞれエンジン標準運転状態
（冷却水温、過給圧、吸気温度が一定の定常運転）にお
ける実験結果に基づいて作成されている。すなわち、主
噴射時期はエンジン標準運転状態において、主噴射燃料
の最も良好な燃焼状態が得られる噴射時期、パイロット
噴射時期決定における基本インターバルマップは、パイ
ロット噴射により白煙や排気性状の悪化を生じることな
く燃焼騒音を最も良好に低減できる噴射時期として実際
のエンジンを用いた実験により定められたものである。

【００１０】ところが、実際のエンジンの運転では、た
えず加速・減速を繰り返す。特にＥＧＲ装置や過給機の
応答遅れにより、吸気中のＥＧＲ率や空気過剰率が標準
状態と異なった状態で運転されることが多く、標準状態
における噴射時期（基本主噴射時期及び基本インターバ
ル）をそのまま用いたのでは主噴射、パイロット噴射と
も良好な結果を得ることはできない。そこで、従来は主
噴射時期については過給圧と冷却水温とに基づく補正
を、またパイロット噴射時期については冷却水温に基づ
く補正を行なってそれぞれ最終の主噴射時期とパイロッ
ト噴射時期とを決定している。

【００１１】

【発明が解決しようとする課題】上記の基本主噴射時期
及び基本インターバル（基本パイロット噴射時期）は、
エンジンの標準運転状態において、それぞれ主噴射及び
パイロット噴射により気筒内に供給された燃料の燃焼状
態が最適になるように設定されている。実際の運転で
は、例えば主噴射については基本主噴射時期を過給圧と
冷却水温とで補正することにより、またパイロット噴射
については基本パイロット噴射時期を冷却水温により補
正することで、実際の主噴射やパイロット噴射により供
給された燃料の燃焼状態ができるだけ標準運転状態にお
ける最適な燃焼状態に近づくようにしている。しかし、
エンジン燃焼室内の燃焼に影響を及ぼす因子は他にも多
数あるため、定常運転時の目標値を補正したのでは過渡
運転状態における噴射燃料の燃焼状態は必ずしも最適に
ならない。

【００１２】特に、上記の基本主噴射時期マップと基本
インターバルマップとはエンジンの定常運転に基づいて
作成されたマップであるため、例えばエンジン加速時等
の過渡運転状態では、冷却水温や過給圧等のみによる補
正を行なっていると、燃焼室内の燃焼状態が最適な状態
から大きくずれる場合があり、スモークが発生したり燃
焼騒音が生じたりする問題がある。

【００１３】一方、パイロット噴射に頼らずに排気と燃
焼騒音を低減しようという試みがある（特開平６−３４
６７６３号公報、特許第２８６４８９６号等参照）。低
温予混合燃焼と称されるこの燃焼方式を簡単に説明する
と以下の通りとなる。

【００１４】低圧縮比エンジン（圧縮比１４〜１８、理
想的には１４〜１６の間）を用いて噴射時期の大幅な遅
角化を行って着火遅れ期間を延ばし、着火遅れ期間内に
燃料噴射を完了し、この間に噴射した燃料を空気と予混
合させる。このまま着火させると、急激に燃焼が進み、
ＮＯｘ・燃焼騒音が悪化するので、燃焼を緩慢に行わせ
るため大量のＥＧＲ（吸気中の酸素濃度を下げる）によ
り燃焼温度を下げる。この際、予混合気にむらが生じる
と空気過剰率が低い領域でスモークが発生するため、所
定以上の空気過剰率を確保する（吸気中の酸素量を所定
以上に保つ）と同時に、スワールを強化する。通常、噴
射時期を遅角すると燃費が悪化するが、低温燃焼とする
ことで冷却損失が抑制されるため、燃費の悪化はない。

【００１５】こうした低温予混合燃焼方式によれば、図
４４に示すように、先のパイロット噴射による燃焼（図
では「パイロット噴射付き燃焼」で示す）とほぼ同等以
上の燃焼騒音レベルを得ている。

【００１６】しかしながら、このような低温予混合燃焼
方式を用いても過渡運転時、特に加速運転時には図４５
に示すような現象を改善することが難しい（負荷の高い
運転条件で低温予混合燃焼を過渡的に維持することは難
しいため）。

【００１７】図４５において、加速時はまず燃料噴射量
が増加し、排気圧・排気温度が上昇し、その圧力・温度
の上昇した排気のエネルギで排気タービンが回転する。
過給機には遅れがあるため加速初期にコレクタ内の圧力
が依然低く、ごく短期間でみれば、ＥＧＲ弁前後差圧が
増大し、ＥＧＲ量（ＥＧＲ率）が増える。その一方で、
燃焼室内の空気過剰率は低下する。このため、着火遅れ
期間が異常に増大し、着火とともに急峻に燃焼するよう
になる（図４５の右下の波形参照）。このような燃焼で
は、もはや低温予混合燃焼（図４５の左下の波形参照）
とはいえず、燃焼騒音が悪化するほか排気も悪化する。
したがって、過渡運転条件ではパイロット噴射を行って
燃焼騒音を改善する必要がある。

【００１８】次に、本発明の発明者が行った実験的考察
を述べる。発明者の実験的考察によれば、低温予混合燃
焼が可能な領域は図４６に示すように過渡運転時には定
常運転時よりも狭くなる。すなわち、過渡運転時の低温
予混合燃焼領域は、吸入空気中の酸素濃度または酸素量
が定常運転時の目標値に対してどのぐらい乖離している
かに依存していることを見出した。

【００１９】そこで、過渡運転時の排気と燃焼騒音低減
のため次の３つの手法を試みた。図４７にその説明図を
記す。

【００２０】その１：まず、加速前の定常運転（図４７
のＡ領域）では排気・燃焼騒音ともに優れる低温予混合
燃焼を行わせることにより大幅な性能改善を図る。この
ときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の左側
に示したようになる。

【００２１】その２：次に目標値に対して過渡的に酸素
濃度や酸素量が大幅に不足する領域（図４７のＢ領域）
での燃焼を改善するため、次の対策を採る。Ｂ領域で
は、ＥＧＲ率が過剰に増大して着火遅れ期間が大幅に長
くなり、急峻な燃焼により燃焼騒音が悪化するとともに
スモークが悪化しやすい。通常、パイロット噴射と主噴
射の噴射間隔を短くするとパイロット噴射燃料の燃焼中
に主噴射が行われ空気利用率が低下してスモークが悪化
するのであるが、低圧縮比エンジンで比較的回転速度の
低い運転条件では、パイロット噴射の着火が遅れ、予混
合気の形成が進んで空気利用率が高くなり、空気過剰率
が１．０である付近でもスモークが発生しないことを実
験的に見出した。そこで、目標値に対して過渡的に酸素
濃度や酸素量が不足するＢ領域では、着火遅れ期間の過
度の増大を抑制するために、少ないパイロット噴射を比
較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴
射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了
させる。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は
図４８の中央に示したように、ガソリンエンジンのよう
な１こぶの燃焼となり、これによって燃焼騒音を抑制す
ることが可能となった。

【００２２】なお、排気に与える影響でみると酸素量と
酸素濃度は違った意味合いを持ち、大まかにいって酸素
量がＰＭの生成量に、これに対して酸素濃度がＮＯｘの
生成量に大きく影響するものの、酸素濃度と酸素量は制
御対象として明確に分離しきれるものでない。酸素濃度
の主たる調整手段としてＥＧＲ装置を、酸素量の主たる
調整手段として過給機を用いているが、酸素濃度と酸素
量を独立して制御することはできない。

【００２３】その３：最後に加速運転開始後、所定期間
がたつと（図４７のＣ領域）、過剰なＥＧＲが解消され
るため、吸入空気中の酸素濃度は改善されるが、過給圧
（吸気圧）の立ち上がりにはなお時間を要し、酸素量が
不足する。このような運転条件では、着火遅れ期間が短
くなり、先のＢ領域での１こぶ燃焼を継続してもスモー
クの悪化を抑制することは期待できない。そこで、Ｃ領
域では、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、
パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしパイロット
噴射燃料の燃焼を完全に終了させてから主噴射を行うこ
とで、スモークの悪化を抑制するとともに燃焼ガスによ
る内部ＥＧＲ効果で燃焼を緩慢にさせて燃焼騒音を抑制
する。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図
４８の右側に示したように、左側、中央とも異なる典型
的なパイロット噴射によるディーゼル燃焼の波形とな
る。

【００２４】なお、過渡運転後の運転条件が、目標とす
る酸素濃度と酸素量を満たし定常的に低温予混合燃焼が
可能となったときには（図４７のＤ領域）、速やかに低
温予混合燃焼に移行させる。

【００２５】このように本発明では、過渡運転に移行し
たタイミングより定常運転に戻るまでの加速運転区間を
大きくＢ領域とＣ領域の２つに分け、このうちＢ領域で
はクランク角に対する筒内圧の変化が図４８中央に示し
た燃焼パターンＢが得られるように、Ｃ領域ではクラン
ク角に対する筒内圧の変化が図４８右側に示した燃焼パ
ターンＣが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制
御する。詳細には、上記のＢ領域とＣ領域のいずれにあ
るかは、酸素濃度あるいは酸素量の計測値と定常運転時
の目標値との偏差に基づいて判断する。すなわち、偏差
が大きい場合にＢ領域であると判断し、燃焼パターンＢ
が得られるように少ないパイロット噴射量を比較的進角
側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射
間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させ、ま
た偏差が小さい場合にＣ領域であると判断し、燃焼パタ
ーンＣが得られるようにパイロット噴射量を比較的多く
するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長
くしてパイロット噴射燃料の燃焼を完全に終了させてか
ら主噴射を行うことにより、従来の制御方法と比較し、
大幅に加速運転時の燃焼騒音の悪化を抑制しつつ、同時
に排気・燃費も改善することを可能とすることを目的と
する。

【００２６】なお、減速運転時には過給圧が暫時低下し
ていくが、過給圧が残っている場合とそうでない場合と
で最適値が異なるため、減速運転時にも本発明を適用で
きる。たとえば、フュエルリカバリー時に過給圧が高く
（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、
酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなりまた過
給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れ
が長くなる。そこで、フュエルリカバリー時に過給圧が
高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃焼パタ
ーンＣが得られるように、また過給圧が低くなってから
は図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイロット
噴射と主噴射を制御することで、本発明の制御を行わな
い場合より燃焼騒音を抑制できる（実験により確認して
いる）。

【００２７】また、図４７、図４８では定常運転時に低
温予混合燃焼を行わせるものを前提として説明したが、
定常運転時に拡散燃焼主体の燃焼を行うものも本発明の
対象となる。

【００２８】ここで、低温予混合燃焼を実現する手段
は、エンジンの燃焼温度を低下させる手段と、この燃焼
温度を低下させる手段の作動時に、熱発生率のパターン
が単段燃焼となるように着火遅れ期間を大幅に長くする
手段とから構成され、この場合の熱発生率のパターンが
単段燃焼となる燃焼を簡単に「低温予混合燃焼」と称し
ている。また、熱発生率のパターンが単段燃焼とならな
い燃焼を「拡散燃焼主体の燃焼」と称して「低温予混合
燃焼」と区別する。低温予混合燃焼を実現する手段を備
えるエンジンにおいても、現在のところ総ての運転域で
低温予混合燃焼を実現することが可能であるというわけ
ではないので、定常運転でも高負荷時になると拡散燃焼
主体の燃焼となる。低温予混合燃焼と相違して拡散燃焼
主体の燃焼時には排気が悪化するものの、本発明の適用
による燃焼騒音の低減効果と排気を最低限の悪化で抑え
るというメリットは享受できることを実車実験で確認し
ている。もちろん総ての運転点域で拡散燃焼主体の燃焼
を行わせるものに対しても本発明の適用がある。

【００２９】なお、特開２０００−６４８９１号公報で
は、パイロット噴射燃料の燃焼室内における着火遅れが
エンジン標準運転状態における着火遅れと等しくなるよ
うにパイロット噴射時期を設定し、パイロット噴射時期
と主噴射時期との間に燃焼を終了することができる範囲
で最大の燃料量をパイロット噴射量として設定してい
る。このものは、パイロット噴射燃料を主噴射の開始ま
でに完全に燃焼させて、主噴射燃料の燃焼状態を改善す
るとともに、スモークの発生等を防止するものである。

【００３０】しかしながら、このものではたとえばアイ
ドルからの発進直後等の著しく過給圧が低い運転状態で
加速を行ったときディーゼルノック音が十分下がらない
のに対して、図４７、図４８に示したように燃焼パター
ンを本発明の方法で最適化することにより、このような
運転状態での加速時においても燃焼騒音の低減効果が得
られる。この点も実車実験で確認している。

【００３１】このように本発明は、過渡運転時の主噴
射、パイロット噴射それぞれの噴射時期、噴射量等を適
切に設定することにより、噴射された燃料の燃焼状態を
最適にして燃焼騒音を防止することを目的としている。

【００３２】

【課題を解決するための手段】第１の発明は、図８７に
示すように、主噴射と、この主噴射に先立つパイロット
噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、
吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を
設定する手段８１と、吸気中の酸素濃度または酸素量を
計測する手段８２と、この酸素濃度または酸素量の計測
値の前記目標値からのずれ（差または比）が大きい運転
状態であるのか、それとも前記計測値の前記目標値から
のずれが比較的小さい運転状態であるのかを判定する手
段８３と、この判定結果に基づき前記計測値の前記目標
値からのずれが大きい運転状態の場合に、少ないパイロ
ット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロ
ット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前
に主噴射を完了させ、前記計測値の前記目標値からのず
れが比較的小さい運転状態である場合に、パイロット噴
射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴
射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼
を完全に終了させてから主噴射を行う手段８４とを備え
る。

【００３３】第２の発明では、第１の発明において前記
吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として過給
圧を用いる。

【００３４】第３の発明では、第１の発明において前記
吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として吸入
新気量（たとえばシリンダ吸入新気量）を用いる。

【００３５】第４の発明では、第１の発明において前記
吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値としてＥＧ
Ｒ量（シリンダ吸入ＥＧＲ量）またはＥＧＲ率を用い
る。

【００３６】第５の発明では、第１の発明において前記
吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として空気
過剰率を用いる。

【００３７】第６の発明では、第１から第５までのいず
れか一つの発明において前記計測値の前記目標値からの
ずれがない運転状態（定常運転時）の場合に、低温予混
合燃焼を行わせる。

【００３８】第７の発明では、第６の発明において前記
低温予混合燃焼を行わせる手段が、エンジンの運転条件
に応じてエンジンの燃焼温度を低下させる手段と、この
燃焼温度を温度を低下させる手段の作動時に、熱発生率
のパターンが単段燃焼の形態となるように着火遅れ機関
を大幅に長くする手段とからなる。

【００３９】第８の発明では、第７の発明において前記
燃焼温度を低下させる手段が吸気の酸素濃度を低減させ
る手段である。

【００４０】第９の発明では、第７の発明において前記
着火遅れ期間を大幅に長くする手段が、燃料の噴射時期
を上死点後まで遅らせる手段である。

【００４１】第１０の発明では、第１から第９までのい
ずれか一つの発明において前記少ないパイロット噴射量
が０．２〜１．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌ（単位は１シリン
ダ当たり、かつ燃料噴射ポンプの１ストローク当たりの
重量）であり、前記短くするパイロット噴射と主噴射の
噴射間隔が７〜１８゜ＣＡ（ＣＡはクランク角である）
であり、前記比較的多くするパイロット噴射量が１．５
〜３．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌであり、前記長くするパイ
ロット噴射と主噴射の噴射間隔が３０゜ＣＡである。

【００４２】

【発明の効果】第１、第２、第１０の発明によれば、過
渡的に大幅に酸素濃度や酸素量が不足する運転条件（計
測値の目標値からのずれが大きい運転状態）になると、
少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射されるとと
もに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧
縮上死点以前で主噴射が完了されることから、クランク
角に対する筒内圧の変化が図４８の中央に示したように
ガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、燃焼騒
音を抑制することが可能となる。

【００４３】計測値の目標値からのずれが比較的小さい
運転状態と、吸入空気中の酸素濃度が改善されるが酸素
量が不足する運転条件とは、ほぼ等価であり、この運転
条件に移ると、パイロット噴射量が比較的多くされると
ともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くして
パイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してから主噴射
が行われ、これによってスモークの悪化が抑制されると
ともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼が緩慢とな
り燃焼騒音が抑制される。

【００４４】加速運転時のこのような制御により従来の
制御方法と比較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音の悪化
を抑制することができる。

【００４５】一方、減速運転時のフュエルリカバリー時
に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少
ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が
短くなり、また過給圧が低くなってからは酸素量が不足
するため着火遅れが長くなるのであるが、第１、第２、
第１０の発明によれば、フュエルリカバリー時に過給圧
が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、パイロット噴射
量が比較的多くされるとともに、パイロット噴射と主噴
射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完
全に終了してから主噴射が行われ、また過給圧が低くな
ってからは少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射
されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を
短くして圧縮上死点以前で主噴射が完了されるので、本
発明の制御を行わない場合より燃焼騒音を抑制できる。

【００４６】また、特開２０００−６４８９１号公報で
はアイドルからの発進直後等の著しく過給圧が低い運転
状態で加速を行ったときディーゼルノック音が十分下が
らないのであるが、第１、第２、第１０の発明によれ
ば、アイドルからの発進直後等の著しく低い運転状態で
加速を行ってもディーゼルノック音を低減でき、かつス
モークを悪化させることもない。

【００４７】燃焼に直接起因するのは、圧力（過給圧）
よりも新気量である。過給圧の計測に比べて新気量の計
測のほうが応答遅れがやや大きく（たいてい計測部位が
エアクリーナ部等上流となるため）、コストも高くなる
ものの、第３の発明によれば燃焼に直接起因する因子を
計測するので、高い制御精度が得られるというメリット
がある。

【００４８】ＥＧＲ量またはＥＧＲ率は作動ガス中の酸
素量と酸素濃度を制御するので、噴射時期とともに着火
遅れに強い影響がある。したがって、ＥＧＲ量またはＥ
ＧＲ率でパイロット噴射と主噴射を制御する第４の発明
によれば、暗に着火遅れ時期がどれぐらい変化するかを
チェックしながら制御することになるので、燃焼騒音対
策としてはより効果が高くなる。

【００４９】空気過剰率＝新気量／（燃料噴射量×１
４．７）という定義式から明確なように、空気過剰率を
用いると、新気量だけでなく燃料噴射量の影響もチェッ
クしながら制御することになる。遅い新気量に対して燃
料噴射量の動きは速いので、この比をモニタして制御す
る第５の発明によれば、他の３つの場合（過給圧、吸入
新気量、ＥＧＲ量またはＥＧＲ率を用いる場合）に比べ
て特に過渡運転時の制御精度が向上する。

【００５０】第６、第７、第８、第９の発明では、定常
運転において排気、燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃
焼が行われて大幅な性能改善が図られる。

【００５１】

【発明の実施の形態】図１に、熱発生率のパターンが単
段燃焼となる、いわゆる低温予混合燃焼を行わせるため
の構成を示す。なお、この構成そのものは特開平８−８
６２５１号公報などにより公知である。

【００５２】ＮＯｘの生成は燃焼温度に大きく依存し、
その低減には燃焼温度の低温化が有効である。低温予混
合燃焼では、ＥＧＲ（排気環流）による酸素濃度の低減
で、低温燃焼を実現するため、ＥＧＲ装置を備える。こ
れを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本
体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４はＥＧＲ通
路である。

【００５３】吸気通路５２は吸入空気量を計測するため
のエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空
気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。こ
の吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が
接続され、またＥＧＲ通路５４の途中にはＥＧＲ弁５７
が介装される。

【００５４】したがって、排気通路５３から吸気通路５
２に流れるＥＧＲ量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて
発生する吸入圧力（大気圧よりも低い）と、排気通路５
３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときの
ＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。

【００５５】前記吸気絞り弁５６はアクチュエータ５６
ａにより開度が２段階に制御され、アクチュエータ５６
ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキューム
ポンプからの圧力（大気圧よりも低い圧力）を導く第１
圧力通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じくバキ
ュームポンプからの圧力を導く第２圧力通路６４とが接
続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された圧
力により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、そ
の下流に発生する吸入圧力をコントロールするようにな
っている。

【００５６】たとえば、第１の電磁弁６１がバキューム
ポンプからの圧力導入をやめ、大気圧を導入し、第２の
電磁弁６３がバキュームポンプからの圧力を導入してい
るときは、アクチュエータ５６ａの圧力は弱く、吸気絞
り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第
１の電磁弁６１もバキュームポンプからの圧力を導入し
ているときは圧力が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さ
くなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに
大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリター
ンスプリングにより、全開位置に保持される。

【００５７】前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａ
の回転によってリフト量が変化し、その開度が調整さ
れ、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に
流入するＥＧＲ量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁
５７の開度を検出する手段である。

【００５８】コントロールユニット４１では、前記した
第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの
作動を制御し、これによって運転条件に応じた所定のＥ
ＧＲ率を得るようにしている。たとえば、低回転速度低
負荷域でＥＧＲ率を最大の１００パーセントとし、回転
速度、負荷が高くなるに従い、ＥＧＲ率を減少させる。
高負荷側では排気温度が上昇するため、多量のＥＧＲガ
スを還流すると、吸気温度の上昇によってＮＯｘ低減の
効果が減少したり、噴射燃料の着火遅れ期間が短くなっ
て予混合燃焼が実現できなくなる等のため、ＥＧＲ率を
段階的に減少させている。

【００５９】図１に戻り、燃焼促進のため吸気ポート近
傍の吸気通路に、所定の切欠を有するスワールコントロ
ールバルブ４を備える。コントロールユニット４１によ
り、このスワールコントロールバルブ４が低回転速度低
負荷域で閉じられると、燃焼室に吸入される吸気の流速
が高まり燃焼室にスワールが生成される。

【００６０】燃焼室（詳細は図示しない）は大径トロイ
ダル燃焼室である。これは、ピストンキャビティを、入
口を絞らずピストンの冠面から底部まで円筒状に形成し
たもので、その底部中央には、圧縮行程後期にピストン
キャビティの外部から旋回しながら流れ込むスワールに
抵抗を与えないように、さらに空気と燃料の混合を良好
にするため、円錐部が形成されている。この入口を絞ら
ない円筒状のピストンキャビティにより、前述のスワー
ルコントロールバルブ４等によって生成されたスワール
は、燃焼過程でピストンが下降していくのに伴い、ピス
トンキャビティ内からキャビティ外に拡散され、キャビ
ティ外でもスワールが持続される。

【００６１】エンジンにはコモンレール式の燃料噴射装
置１０を備える。コモンレール式の燃料噴射装置１０の
構成も公知（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参
照）であり、図２により概説する。

【００６２】この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク
１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモン
レール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられるノズル１７
からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は
燃料供給通路１５を介して蓄圧室１６にいったん蓄えら
れたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分のノ
ズル１７に分配される。

【００６３】ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、
ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油
圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付
勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への
燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁
（電磁弁）２５などからなり、ノズル内の通路２０と２
４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にと
もに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポート
ＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピスト
ン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいこと
から、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ
状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）にな
ると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介
して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用
する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇
してノズル先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２
５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に
蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了す
る。つまり、三方弁２５のＯＦＦからＯＮへの切換時期
により燃料の噴射開始時期が、またＯＮ時間により燃料
噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、
ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は
逆止弁、２７はオリフィスである。

【００６４】この燃料噴射装置１０にはさらに、コモン
レール圧力を調整するため、サプライポンプ１４から吐
出された燃料を戻す通路１３に圧力調整弁３１を備え
る。この調整弁３１は通路１３の流路を開閉するもの
で、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することに
よりコモンレール圧力を調整する。コモンレール１６の
燃料圧力（噴射圧）によって燃料噴射率が変化し、コモ
ンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射率が高
くなる。

【００６５】アクセル開度センサ３３、エンジン回転速
度とクランク角度を検出するセンサ３４、気筒判別のた
めのセンサ３５、水温センサ３６からの信号が入力され
るコントロールユニット４１では、エンジン回転速度と
アクセル開度に応じて燃料噴射量とコモンレール１６の
目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコ
モンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力調
整弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィー
ドバック制御する。

【００６６】また、演算した燃料噴射量に対応して三方
弁２５のＯＮ時間を制御するほか、三方弁２５のＯＮへ
の切換時期を制御することで、運転条件に応じた所定の
噴射開始時期を得るようにしている。たとえば、高ＥＧ
Ｒ率の低回転速度低負荷側で噴射燃料の着火遅れ期間が
長くなるように燃料の噴射時期（噴射開始時期）をピス
トン上死点（ＴＤＣ）以降にまで遅延している。この遅
延により、着火時期の燃焼室内の温度を低温状態にし、
予混合燃焼比率を増大させることにより、高ＥＧＲ率域
でのスモークの発生を抑える。これに対して、回転速
度、負荷が高くなるにしたがい、噴射時期を進めてい
る。これは、着火遅れの時間が一定であっても、着火遅
れクランク角度（着火遅れの時間をクランク角度に換算
した値）がエンジン回転速度の増加に比例して大きくな
り、低ＥＧＲ率時に所定の着火時期を得るために、噴射
時期を進めるのである。

【００６７】再び図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部
下流の排気通路５３に可変容量ターボ過給機２を備え
る。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排
気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２
ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コ
ントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回
転速度域から所定の過給圧が得られるように、低回転速
度側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高
めるノズル開度（傾動状態）に、高回転速度側では排気
を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全
開状態）に制御する。また、所定の条件にあるときは、
可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御さ
れる。３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５
２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークー
ラ、１は触媒である。

【００６８】本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル
開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明す
るが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュ
エータへの制御圧力を調整する電磁ソレノイドで駆動す
る方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さ
らにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度
をフィードバック制御するようにしてもかまわない。

【００６９】過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ
制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つ
まり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化す
る。逆に、過給圧を変化させると、排気圧力が変化する
ため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ
量とは独立に制御できない。また、ややもするとお互い
に制御上の外乱となっている。なお、一方を変化させた
場合に、制御精度を確保するには、他方を適合し直すこ
とであるが、他方を適合し直した後には、もう一方を再
適合しなければならなくなるので、この方法では、過渡
時の制御精度を確保することが困難である。

【００７０】ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）
Ｐｍ、排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈ、大気圧（コ
ンプレッサ入口圧）Ｐａ、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａ
ｅｇｒ、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔの５変数
を知ることができれば、排気量ＱｅｘｈとＥＧＲ量Ｑｅ
ｇｒを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は
検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温
度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困
難であり、かつ車載用センサとしては高価である。ま
た、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために
十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧
とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうこと
なく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要で
ある。

【００７１】このためコントロールユニット４１では、
吸入空気量Ｑａｓ０と、燃料噴射量Ｑｆと、可変ノズル
の有効面積相当値Ａｖｎｔと、排気温度Ｔｅｘｈの４つ
の要素を用いて、排気圧Ｐｅｘｈをダイレクトにかつ簡
単な演算式で演算（推定）する。

【００７２】また、この推定した排気圧Ｐｅｘｈを用い
てＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転速度と
負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算し（図３８参
照）、この目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに基づいて要求ＥＧＲ
量Ｔｑｅを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧
Ｐｅｘｈと吸気圧Ｐｍの差とこの要求ＥＧＲ量Ｔｑｅと
からＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを演算し（図４
２参照）、この要求開口面積ＴａｖとなるようにＥＧＲ
弁開度を制御する。

【００７３】コントロールユニット４１で行われるこの
制御を次に説明する。

【００７４】なお、以下に説明する過給圧制御とＥＧＲ
制御とはすでに特願平１１−１６８４９６号により号に
より提案している。

【００７５】まず、過給圧制御から説明すると、図４は
可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０ｍｓ毎
に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、
基本的に公知のものである。

【００７６】ステップ１では回転速度Ｎe、燃料噴射量
Ｑｆ、コンプレッサ入口圧Ｐａ、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔ
を読み込む。

【００７７】ここで、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔはＥＧＲ制
御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍと同じ
ものであり、この吸気圧Ｐｍはコレクタ５２ａに設けた
吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッ
サ入口圧Ｐａはエアフローメータ５５の上流に設けた大
気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料
噴射量Ｑｆの演算は後述する。

【００７８】ステップ２では回転速度Ｎｅと燃料噴射量
Ｑｆから図５を内容とするマップを検索することにより
基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ
入口圧Ｐａより図６を内容とするテーブルを検索するこ
とにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこ
の大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過
給圧Ｐｍ ｓｏｌとして演算する。

【００７９】ステップ５では実過給圧Ｐｍ ｉｓｔがこ
の目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌと一致するようにＰＩ制御に
よりノズル開度のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔを演算す
る。

【００８０】ステップ６では回転速度Ｎｅと燃料噴射量
Ｑfより図７を内容とするマップを検索することにより
可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７で
はコンプレッサ入口圧Ｐａより図８を内容とするテーブ
ルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求
め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステ
ップ８において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌとして演算す
る。

【００８１】ステップ９では、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと
回転速度ＮｅからＤ（微分）補正量を算出し、これと前
述のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔとをステップ１０にお
いて目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌに加算した値をＶＮＴｓ
ｔｅｐ１として演算する。

【００８２】ステップ１１ではエンジン回転速度Ｎｅと
実過給圧Ｐｍ ｉｓｔから所定のマップ（図示しない）
を検索してリミッタ上下限値を求め、ＶＮＴｓｔｅｐ１
がこのリミッタ内にあればＶＮＴｓｔｅｐ１の値を、そ
うでない場合はリミッタ上下限値を指令開度ＶＮＴｓｔ
ｅｐとして演算する。

【００８３】このようにして得られる可変ノズルの指令
開度ＶＮＴｓｔｅｐは、図示しない所定のテーブルを検
索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエ
ータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変
換され、このステップ数により指令開度ＶＮＴｓｔｅｐ
となるように、ステップモータ２ｃが駆動される。

【００８４】次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大
まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよ
びそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３
４、図３６〜図４３に示す。

【００８５】ここで、コントロールユニット４１で行わ
れる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモ
デルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル
開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温セ
ンサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５
５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度
センサ７１および吸気圧センサ７２だけで、制御上で必
要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧な
ど）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算す
ることになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図
９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算
を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつ
つ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御
の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御へ
の適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルに
あることを実験により確認している。

【００８６】さらに説明すると、エアフローメータ５
５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に
（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、モ
デル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲｅ
ｆ信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１
２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、
図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図
４２参照）、最終のアクチュエータへの出力を一定時
間毎に実行する。なお、以下ではＲｅｆ信号の入力毎の
ジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載
しているところもある（図１１参照）。

【００８７】また、上記のにおける各パラメータの演
算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての
処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、
Ｒｅｆ信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了す
る。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回
値（つまり１Ｒｅｆ信号前に演算した値）であることを
意味している。

【００８８】以下、図１０に示した順番で各パラメータ
の演算を説明する。

【００８９】図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射
量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローであ
る。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射
量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込む。なお、
シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ
吸入ガス温度Ｔｎの各演算についてはそれぞれ図１２、
図２２、図２１により後述する。

【００９０】ステップ２ではこれらＱａｃ、Ｑｆ、Ｔｎ
を用いてＱｅｘｈ＝Ｑａｃ・Ｚ^{-(CY LN#-1)}、Ｑｆ０＝Ｑ
ｆ・Ｚ^-(CYLN#-2)、Ｔｎ０＝Ｔｎ・Ｚ^-(CYLN#-1)の式に
よりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ
５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補
正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数
である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、
エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０
ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引
いた分だけディレイ処理を行う。

【００９１】図１２はシリンダ吸入新気量Ｑａｃを演算
するフローである。

【００９２】ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭ
Ｆ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力
電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステッ
プ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値
に対して加重平均処理を行う。

【００９３】ステップ４ではエンジン回転速度Ｎｅを読
み込み、ステップ５においてこの回転速度Ｎｅと前記し
た吸気量の加重平均値Ｑａｓ０とから、１シリンダ当た
りの吸入空気量Ｑａｃ０を、

【００９４】

【数１】Ｑａｃ０＝（Ｑａｓ０／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、 ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、の式により計算する。

【００９５】エアフローメータ５５はコンプレッサ上流
の吸気通路に設けており、エアフローメータ５５からコ
レクタ５２ａまでの輸送遅れ分のディレイ処理を行うた
め、ステップ６ではｎ（ただしｎは整数の定数）回前の
Ｑａｃ０の値をコレクタ５２ａ入口位置における１シリ
ンダ当たりの吸入新気量Ｑａｃｎとして求めている。そ
して、ステップ７ではこのＱａｃｎに対して

【００９６】

【数２】Ｑａｃ＝Ｑａｃ_n-1×（１−Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎ
_n-1）＋Ｑａｃｎ×Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎ_n-1、 ただし、Ｑａｃ_n-1：Ｑａｃの前回値、 Ｋｉｎ_n-1：Ｋｉｎの前回値、 の式（一次遅れの式）により吸気弁位置における１シリ
ンダ当たりの吸入新気量（この吸入新気量を、以下「シ
リンダ吸入新気量」という。）Ｑａｃを演算する。これ
はコレクタ５２ａ入口から吸気弁までの新気のダイナミ
クスを補償するためのものである。

【００９７】図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを演
算するフローである。

【００９８】この演算内容は上記図１２に示したシリン
ダ吸入新気量Ｑａｃの演算方法と同様である。ステップ
１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ
（流）量Ｑｅの前回値であるＱｅ_n-1を読み込み、ステ
ップ２でエンジン回転速度Ｎｅを読み込む。

【００９９】ステップ４ではＱｅ_n-1とＮｅと定数ＫＣ
ＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口位置における１シリン
ダ当たりの吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃｎを

【０１００】

【数３】Ｑｅｃｎ＝（Ｑｅ_n-1／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、 ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、の式により計算する。さら
に、ステップ５でこのコレクタ５２ａ入口位置における
値Ｑｅｃｎと容積比Ｋｖｏｌ、体積効率相当値の前回値
Ｋｉｎ_n-1を用いて、

【０１０１】

【数４】Ｑｅｃ＝Ｑｅｃ_n-1×（１−Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎ
_n-1）＋Ｑｅｃｎ×Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎ_n-1、 ただし、Ｑｅｃ_n-1：Ｑｅｃの前回値、 Ｋｉｎ_n-1：Ｋｉｎの前回値、 の式により遅れ処理を行って吸気弁位置における１シリ
ンダ当たりの吸入ＥＧＲ量であるシリンダ吸入ＥＧＲ量
Ｑｅｃを計算する。これはコレクタ５２ａ入口から吸気
弁までのＥＧＲガスのダイナミクスを補償するためのも
のである。

【０１０２】図１４は体積効率相当値Ｋｉｎを演算する
フローである。

【０１０３】ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑａ
ｃ、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ、吸気圧Ｐｍ、吸入ガ
ス温度の前回値であるＴｎ_n-1を読み込み、このうちＰ
ｍとＴｎ_n-1からステップ２で図１５を内容とするマッ
プを検索することによりガス密度ＲＯＵｑｃｙｌを求
め、このガス密度ＲＯＵｑｃｙｌとシリンダガス重量Ｑ
ｃｙｌ（＝Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）を用いてステップ３におい
て

【０１０４】

【数５】Ｋｉｎ＝Ｑｃｙｌ／(Ｖｃ／ＲＯＵｑｃｙｌ)、 ただし、Ｖｃ：１シリンダ容積、の式（体積効率の定義
式）により体積効率相当値Ｋｉｎを演算する。

【０１０５】図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検
出）のフローである。

【０１０６】ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧
Ｐｍ ｖを読み込み、この出力電圧Ｐｍ ｖよりステッ
プ２において図１７を内容とするテーブルを検索するこ
とにより圧力Ｐｍ ０に変換し、この圧力値に対してス
テップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐｍ１
を吸気圧Ｐｍとして演算する。

【０１０７】図１８は吸入新気温度Ｔａを演算するフロ
ーである。

【０１０８】ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電
圧Ｔａ ｖを読み込み、この出力電圧Ｔａ ｖよりステ
ップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブ
ルを検索することにより温度Ｔａ０に変換する。

【０１０９】ステップ３では吸気温度センサ７１がイン
タークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されてい
るかをみる。

【０１１０】図１のように、吸気温度センサ７１がイン
タークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、
吸気圧の前回値であるＰｍ_n-1に基づいて圧力補正係数
Ｋｔｍｐｉを、Ｋｔｍｐｉ＝Ｐｍ_n-1×ＰＡ＃の式より
計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。

【０１１１】そして、ステップ５ではこの圧力補正係数
Ｋｔｍｐｉに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気
温度Ｔａを、

【０１１２】

【数６】Ｔａ＝Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃、 ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、の式（近似式）により計算
する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演
算である。

【０１１３】吸気温度を車速や吸気量等により補正して
もよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内
容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量
（Ｑａｓ０）から各テーブルを検索することにより、吸
気温度の車速補正値Ｋｖｓｐ、吸気温度の吸気量補正値
Ｋｑａを求め、上記の数７式に代えて、

【０１１４】

【数７】Ｔａ＝Ｋｖｓｐ×Ｋｑａ×Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ
＋ＴＯＦＦ＃ の式により吸入新気温度Ｔａを求めればよい。

【０１１５】一方、インタークーラ３の下流側に吸気温
度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇
も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み
済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔａ０の値をその
まま吸入新気温度Ｔａとした後、処理を終了する。

【０１１６】図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔｎを演算
するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑ
ａｃと吸入新気温度Ｔａとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ
と排気温度の前回値であるＴｅｘｈ_n-1を読み込み、こ
のうちステップ２において排気温度の前回値Ｔｅｘｈ
_n-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋｔｌｏｓ
を乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔｅを算出し、ス
テップ３では

【０１１７】

【数８】Ｔｎ＝（Ｑａｃ×Ｔａ＋Ｑｅｃ×Ｔｅ）／（Ｑ
ａｃ＋Ｑｅｃ） の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガス
の平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔｎとす
る。

【０１１８】図２２は燃料噴射量Ｑｆを演算するフロー
である。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅとコントロ
ールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）Ｃ
Ｌを読み込み、ステップ２でこれらＮｅとＣＬから図２
３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍｑｄ
ｒｖを求める。

【０１１９】ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対し
てエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、こ
の補正後の値Ｑｆ１に対してさらにステップ４で図２４
を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑ
ｆ１ＭＡＸによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量
Ｑｆとして演算する。

【０１２０】図２５は排気温度Ｔｅｘｈを演算するフロ
ーである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処
理値Ｑｆ０とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔ
ｎ０を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値
であるＰｅｘｈ_n-1を読み込む。

【０１２１】ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理
値Ｑｆ０から図２６を内容とするテーブルを検索して排
気温度基本値Ｔｅｘｈｂを求める。

【０１２２】ステップ５では前記した吸入ガス温度のサ
イクル処理値Ｔｎ０から排気温度の吸気温度補正係数Ｋ
ｔｅｘｈ１を、Ｋｔｅｘｈ１＝（Ｔｎ０／ＴＡ＃）^KN#
（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またス
テップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋｔｅｘｈ２
を、排気圧の前回値Ｐｅｘｈ_n-1からＫｔｅｘｈ２＝
（Ｐｅｘｈ_n-1／ＰＡ＃）^(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ
＃、＃Ｋｅは定数）の式によりそれぞれ計算する。これ
ら２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２はテーブ
ル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参
照）。

【０１２３】次に、ステップ７ではスワール弁の開度位
置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転速度Ｎｅか
ら図２９を内容とするテーブルを検索することにより排
気温度のスワール補正係数Ｋｔｅｘｈ３を、ステップ８
では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと排気量Ｑｅｘｈとから図
３０を内容とするマップを検索することにより排気温度
のノズル開度補正係数Ｋｔｅｘｈ４をそれぞれ求める。

【０１２４】そして、ステップ９では、排気温度基本値
Ｔｅｘｈｂに４つの各補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘ
ｈ２、Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を乗じて排気温度Ｔ
ｅｘｈを計算する。

【０１２５】なお、図２５の処理は、熱力学の式から導
かれる下式を近似したものである。

【０１２６】

【数９】 図３１は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａｖｎｔの演
算フローである。ステップ１では指令開度ＶＮＴｓｔｅ
ｐ、総排気重量Ｑｔｏｔａｌ（＝Ｑａｓ０＋Ｑｆ）、排
気温度Ｔｅｘｈを読み込む。

【０１２７】このうち総排気重量Ｑｔｏｔａｌと排気温
度Ｔｅｘｈからステップ２で

【０１２８】

【数１０】 Ｗｅｘｈ＝Ｑｔｏｔａｌ×Ｔｅｘｈ／Ｔｓｔｄ ［ｍ²／ｓ］ ただし、Ｔｓｔｄ：標準大気温度、の式により排気流速
相当値Ｗｅｘｈを算出する。

【０１２９】ステップ３では、この排気流速相当値Ｗｅ
ｘｈの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブ
ルを検索して摩擦損失ξｆｒｉｃを演算する。ステップ
４では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと総ガス重量Ｑｔｏｔａ
ｌから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失
ξｃｏｎｖを演算する。そして、これら２つの損失ξｆ
ｒｉｃ、ξｃｏｎｖをステップ５において指令開度ＶＮ
Ｔｓｔｅｐに乗算して、つまり

【０１３０】

【数１１】 Ａｖｎｔ＝ＶＮＴｓｔｅｐ×ξｆｒｉｃ×ξｃｏｎｖ の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔを演算
する。

【０１３１】図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘ
ｈの演算のフローである。

【０１３２】ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑａｓ
０、燃料噴射量Ｑｆ、有効面積相当値Ａｖｎｔ、排気温
度Ｔｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａを読み
込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において

【０１３３】

【数１２】Ｐｅｘｈ０＝Ｋｐｅｘｈ×｛(Ｑａｓ０＋Ｑ
ｆｕｅｌ)／Ａｖｎｔ｝² ×Ｔｅｘｈ＋Ｐａ、 ただし、Ｋｐｅｘｈ：定数、の式により排気圧Ｐｅｘｈ
０を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均
処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐｅｘｈとして求
める。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果
を図３５に示す。同図より、予測値でも十分な精度があ
ることがわかる。

【０１３４】次に、図３６はＥＧＲ（流）量Ｑｅを演算
するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐ
ｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁
実リフト量Ｌｉｆｔｓを読み込む。あるいは、ステップ
モータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト
量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよ
い。

【０１３５】ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量
Ｌｉｆｔｓから図３７を内容とするテーブルを検索し
て、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅを求める。

【０１３６】そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量
Ｑｅを、これら吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁
５７の開口面積相当値Ａｖｅとから、

【０１３７】

【数１３】 Ｑｅ＝Ａｖｅ×｛(Ｐｅｘｈ−Ｐｍ)×ＫＲ＃｝^1/2、 ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）の式により計算す
る。

【０１３８】図３８は目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算する
フローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃
料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込み、
このうちＮｅとＱｆとから図３９を内容とするマップを
検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０を求める。ス
テップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔｎから図４０を内
容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇ
ｒを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを目標ＥＧ
Ｒ率基本値Ｍｅｇｒ０に乗ずることによって目標ＥＧＲ
率Ｍｅｇｒを計算する。

【０１３９】図４１は要求ＥＧＲ（流）量Ｔｑｅの演算
フローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、目
標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒ、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料
噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０を読み込み、このうちシ
リンダ吸入新気量Ｑａｃに目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒをステ
ップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃ
を計算する。

【０１４０】ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑ
ｅｃに対して、Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌを加重平均係数として

【０１４１】

【数１４】Ｒｑｅｃ＝Ｒｑｅｃ_n-1×（１−Ｋｉｎ×Ｋ
ｖｏｌ）＋Ｍｑｅｃ×Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌ、 ただし、Ｒｑｅｃ_n-1：Ｒｑｅｃの前回値、の式により
中間処理値（加重平均値）Ｒｑｅｃを演算し、この中間
処理値Ｒｑｅｃと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを用
いてステップ４で

【０１４２】

【数１５】Ｔｑｅｃ＝Ｍｑｅｃ×ＧＫＱＥＣ＋Ｒｑｅｃ
_n-1×（１−ＧＫＱＥＣ）、 ただし、Ｒｑｅｃ_n-1：Ｒｑｅｃの前回値、 ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、 の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量
Ｔｑｅｃを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すな
わちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド
→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４
ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。

【０１４３】ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧ
Ｒ量Ｔｑｅｃから、

【０１４４】

【数１６】Ｔｑｅ＝（Ｔｑｅｃ／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、 ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、の式により単位変換（１シ
リンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ
量Ｔｑｅを計算する。

【０１４５】図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令Ｅ
ＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔを演算するフローである。ス
テップ１では吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、要求ＥＧＲ
量Ｔｑｅを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要
求開口面積Ｔａｖを、

【０１４６】

【数１７】Ｔａｖ＝Ｔｑｅ／｛（Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）×Ｋ
Ｒ＃｝^1/2、 ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、の式（流体力学の
法則）で計算する。

【０１４７】ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開
口面積Ｔａｖより図４３を内容とするテーブルを検索し
て目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍｌ
ｉｆｔを求め、この目標リフト量Ｍｌｉｆｔに対して、
ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み
処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト
量Ｌｉｆｔｔとして求める。

【０１４８】このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リ
フト量Ｌｉｆｔｔが図示しないフローによりステップモ
ータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。

【０１４９】これでＥＧＲ制御の説明を終了する。

【０１５０】以上で先願装置（特願平１１−１６８４９
６号）の説明を終了する。

【０１５１】さて、低温予混合燃焼方式によれば、図４
４に示すように、パイロット噴射を行う場合とほぼ同等
以上の燃焼騒音レベルを得ることができるが、過渡運転
時、特に加速運転時には図４５に示すような現象を改善
することが難しく（負荷の高い運転条件で低温予混合燃
焼を過渡的に維持することは難しいため）、燃焼騒音が
大きくなるので、過渡運転時の排気と燃焼騒音低減のた
め次のようにパイロット噴射と主噴射とを制御する。す
なわち、図４７に示したように過渡運転に移行したタイ
ミングより定常運転に戻るまでの加速運転区間を大きく
Ｂ領域とＣ領域に分け、このうちＢ領域ではクランク角
に対する筒内圧の変化が図４８中央に示した燃焼パター
ンＢが得られるように、Ｃ領域ではクランク角に対する
筒内圧の変化が図４８右側に示した燃焼パターンＣが得
られるようにパイロット噴射と主噴射を制御する。上記
のＢ領域とＣ領域のいずれにあるかは、酸素濃度や酸素
濃度の計測値と定常運転時の目標値との偏差に基づいて
判断する。

【０１５２】なお、加速前の定常運転（図４７のＡ領
域）では排気・燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼を
行わせることにより大幅な性能改善を図る。このときの
クランク角に対する筒内圧の変化は図４８の左側に示し
たようになる。また、過渡運転後に目標となる酸素濃度
と酸素量を満たし定常的に低温予混合燃焼が可能となっ
たときには（図４７のＤ領域）、速やかに低温予混合燃
焼に移行させる。

【０１５３】一方、減速運転時には過給圧が暫時低下し
ていくが、過給圧が残っている場合とそうでない場合と
で最適値が異なるため、減速運転時にも加速運転時と同
様の制御を行う。すなわち、フュエルリカバリー時に過
給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない
場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短く
なりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足するた
め着火遅れが長くなるので、フュエルリカバリー時に過
給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃
焼パターンＣが得られるように、また過給圧が低くなっ
てからは図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイ
ロット噴射と主噴射を制御する。

【０１５４】コントロールユニット４１で行われるこの
制御を次に詳述する。

【０１５５】図４９は目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉ
ｌの演算フローである。

【０１５６】ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料
噴射量Ｑｆ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、冷却
水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ（図１８により演算）、実
コモンレール圧力Ｐｒａｉｌ（センサ３２により検出）
を読み込み、このうちエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射
量Ｑｆからステップ２において図５０を内容とするマッ
プを検索することにより目標コモンレール圧力の基本値
ＴＰｒａｉｌＢを、また冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔ
ａ、大気圧Ｐａからステップ３、４、５で図５１、図５
２、図５３を内容とするテーブルを検索することによ
り、目標コモンレール圧力の水温補正係数ＫＰＴｗ、吸
気温度補正係数ＫＰＴａ、大気圧補正係数ＫＰＰａを求
め、ステップ６において

【０１５７】

【数１８】 Ｋ Ｐｒａｉｌ＝ＫＰＴｗ×ＫＰＰａ×ＫＰＴａ の式によりコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを計
算する。ステップ７ではこの補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを用
いて

【０１５８】

【数１９】 Ｔｐｒａｉｌ１＝Ｋ Ｐｒａｉｌ×ＴｐｒａｉｌＢ の式により上記の目標コモンレール圧力基本値を補正し
て目標コモンレール圧力Ｔｐｒａｉｌ１を求める。

【０１５９】ここで、図５１に示したように低水温時に
補正係数ＫＰＴｗの値を１．０より大きな値としている
のは、低水温時に燃料温度が低くて燃料噴霧の状態が悪
くなるので、これを防止するためである。図５２のよう
に吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＰＴａを
１．０より大きな値としているのは、吸入新気温度Ｔａ
が低い場合に燃料噴霧が気化しにくくなるので、噴霧粒
径を小さくするためである。図５３のように大気圧Ｐａ
が低い場合に補正係数ＫＰＰａを１．０より大きな値と
しているのは、大気圧Ｐａが低いと実圧縮比が低くなり
着火しにくくなるので、噴霧粒径を小さくして着火しや
すくするためである。

【０１６０】図４９のステップ８では実コモンレール圧
力Ｐｒａｉｌがこの目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ
１と一致するようにＰＩ制御によりＰＩ補正量を演算
し、ステップ９においてこのＰＩ補正量を目標コモンレ
ール圧力ＴＰｒａｉｌ１に加算し、加算後の目標コモン
レール圧力を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ２とお
く。

【０１６１】ステップ１０ではエンジン回転速度Ｎｅと
燃料噴射量Ｑｆとから図５４、図５５のマップを検索し
て最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸ、最小コモン
レール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを求め、ＴＰｒａｉｌ２が
この最大値と最小値の間にあればＴＰｒａｉｌ２の値
を、またＴＰｒａｉｌ２が最大コモンレール圧力Ｐｒａ
ｉｌＭＡＸを超える場合は最大コモンレール圧力Ｐｒａ
ｉｌＭＡＸを、ＴＰｒａｉｌ２が最小コモンレール圧力
ＰｒａｉｌＭＩＮを下回る場合は、最小コモンレール圧
力ＰｒａｉｌＭＩＮを目標コモンレール圧ＴＰｒａｉｌ
として演算する。

【０１６２】図５６はパイロット噴射許可フラグＦ Ｐ
Ｑの設定フローである。

【０１６３】ステップ１で実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと目標
過給圧Ｐｍ ｓｏｌを読み込み、これらからステップ２
において

【０１６４】

【数２０】ｄＰｍ＝｜Ｐｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ｜ の式により両者（実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと目標過給圧Ｐ
ｍ ｓｏｌ）の差の絶対値を偏差ｄＰｍとして演算す
る。差の絶対値を偏差ｄＰｍとして演算するのは加速運
転時だけでなく減速運転時にも対応させるためである。

【０１６５】ステップ３、４で偏差ｄＰｍと所定値Ｃｄ
ｐｍ２、Ｃｄｐｍ１（Ｃｄｐｍ２＞Ｃｄｐｍ１＞０）を
比較する。所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ１は図４７に示
した各領域（ただし図４７は加速時）のいずれにあるか
を定めるための判定値である。図４７の加速時でみる
と、過給圧の応答遅れによりＢ領域では両者の差が大き
くてＰｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ＞Ｃｄｐｍ２となり、
Ｃ領域になると両者の差が小さくなってＣｄｐｍ２≧Ｐ
ｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ＞Ｃｄｐｍ１となり、さらに
Ｄ領域になると差がわずかとなりＣｄｐｍ１≧Ｐｍ ｓ
ｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔとなる。なお、減速運転時において
は、過給圧の応答遅れにより減速初期の区間（Ｂ領域に
相当）で両者の差が大きくてＰｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏ
ｌ＞Ｃｄｐｍ２となり、減速後期の区間（Ｃ領域に相
当）になると両者の差が比較的小さくなってＣｄｐｍ２
≧Ｐｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌ＞Ｃｄｐｍ１となり、そ
の後（Ｄ領域に相当）は両者の差がわずかとなりＣｄｐ
ｍ１≧Ｐｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌとなる。

【０１６６】したがって、ｄＰｍ＞Ｃｄｐｍ２であると
きにはＢ領域にあると判断し、ステップ３よりステップ
５に進んで、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝２と
する。Ｃｄｐｍ２≧ｄＰｍ＞Ｃｄｐｍ１であるときには
Ｃ領域にあると判断し、ステップ３、４よりステップ６
に進みパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝１とする。
Ｃｄｐｍ１≧ｄＰｍのときにはＤ領域（またはＡ領域）
にあると判断し、ステップ３、４よりステップ７に進み
パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０とする。これよ
り、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝２とＦ ＰＱ
＝１がパイロット噴射を許可する場合（過渡運転時）で
あることを、またパイロット噴射許可Ｆ ＰＱ＝０がパイ
ロット噴射を許可しない場合（定常運転時）であること
を表す。

【０１６７】上記所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ２の設定
に際しては、回転速度と負荷を同じにした状態で過給圧
を変化させたときの排気・燃費と燃焼騒音の計測結果を
考慮して決定する。同じエンジン機種であれば全て同じ
値を用いる。エンジン機種が異なれば最適値が異なるの
で、エンジン機種毎に実験して決めなおす必要がある。

【０１６８】図５６は過給圧に基づいてパイロット噴射
を許可するかどうかを判定するものであったが、このパ
イロット噴射許可判定は過給圧に基づくものに限られな
い。詳述しないがたとえば図５７（第２実施形態）、図
６０（第３実施形態）、図６２（第４実施形態）に示し
たようにシリンダ吸入新気量（Ｑａｃ、Ｔｑａｃ）、シ
リンダ吸入ＥＧＲ量（Ｍｑｅｃ、Ｔｑｅｃ）、空気過剰
率（Ｌａｍｂｄａ、Ｔｌａｍｂ）に基づいてパイロット
噴射を許可するかどうかを判定してもかまわない。な
お、図５７に用いられる目標シリンダ吸入新気量Ｔｑａ
ｃは図５８、図５９に示したようにエンジン回転速度Ｎ
ｅと燃料噴射量Ｑｆに基づいて演算する。図６０に用い
られる目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃは図６１に示
したように

【０１６９】

【数２１】Ｔｑｅｃ＝Ｔｑａｃ×Ｍｅｇｒ の式により計算する。なお、図６０に用いられるＭｑｅ
ｃも名称だけみれば目標シリンダ吸入ＥＧＲ量である
が、その実質は実シリンダ吸入ＥＧＲ量を表している
（図４１のステップ２参照）。

【０１７０】図６２に用いられる実空気過剰率Ｌａｍｂ
ｄａ、目標空気過剰率Ｔｌａｍｂの演算については図６
３のフローにより説明する。ステップ１で燃料噴射量Ｑ
ｆと回転速度Ｎｅより図６４を内容とするマップを検索
することにより目標空気過剰率Ｔｌａｍｂを、またステ
ップ２でシリンダ吸入新気量Ｑａｃと燃料噴射量Ｑｆか
ら

【０１７１】

【数２２】 Ｌａｍｂｄａ＝Ｑａｃ／（Ｑｆ×＃Ｂｌａｍｂ）、 ただし、＃Ｂｌａｍｂ：理論空燃比、の式により実空気
過剰率Ｌａｍｂｄａを演算する。

【０１７２】ここで、過給圧に代えて、シリンダ吸入新
気量、シリンダ吸入ＥＧＲ量、空気過剰率を用いてパイ
ロット噴射を許可するかどうかを判定する場合に、ｉ)
過給圧を用いる場合との相違点や注意点、ii)過給圧を
用いる場合との効果上の違いを述べる。

【０１７３】〈１〉シリンダ吸入新気量を用いる場合：
圧力と流量の計測は第一近似で考えれば同じものを計測
しているのに等しいのであるが、燃焼に直接起因するの
は、圧力（過給圧）よりも新気量である。過給圧の計測
に比べて新気量の計測のほうが応答遅れがやや大きく
（たいていセンサがエアクリーナ部等上流に配置される
ため）、コストも高くなるが、燃焼に直接起因する因子
を計測しているほうが、高い制御精度が得られるという
メリットがある。

【０１７４】〈２〉シリンダ吸入ＥＧＲ量を用いる場
合：ＥＧＲ量は作動ガス中の酸素量と酸素濃度を制御す
るので、噴射時期とともに着火遅れに強い影響がある。
したがって、ＥＧＲ量で制御する場合、暗に着火遅れ時
期がどれぐらい変化するかをチェックしながら制御する
ことになるので、燃焼騒音対策としてはより効果が高く
なる。

【０１７５】〈３〉空気過剰率を用いる場合：空気過剰
率＝新気量／（燃料噴射量×１４．７）という定義式か
ら明確なように、空気過剰率を用いると、新気量だけで
なく燃料噴射量の影響もチェックしながら制御すること
になる。遅い新気量に対して燃料噴射量の動きは速いの
で、この比をモニタして制御する結果、他の３つの場合
（過給圧、シリンダ吸入新気量、シリンダ吸入ＥＧＲ量
を用いる場合）に比べて特に過渡運転時の制御精度が向
上する。

【０１７６】図６５は目標主噴射時期ＴＭＩＴの演算フ
ローである。

【０１７７】ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料
噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度
Ｔａ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読み込む。
ステップ２ではパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱにし
たがって図６６〜図６８に示すマップのいずれかを選択
し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその選
択したマップを検索することにより目標主噴射時期の基
本値ＴＭＩＴＢを演算する。

【０１７８】図４８をみると、左側に示す燃焼パターン
Ａでは主噴射（開始）時期が圧縮上死点後になっている
のに対して、中央と右側に示す燃焼パターンＢ、Ｃでは
主噴射（開始）時期が圧縮上死点前にきている。図６
６、図６７、図６８は、これら図４８の左側、中央、右
側に示す各主噴射時期を与えるものである。燃焼パター
ンＡを与える主噴射時期に対して、燃焼パターンＢ、Ｃ
を与える主噴射時期が異なることを明確にするため図６
６、図６７、図６８のマップ中に圧縮上死点の位置と大
体の値を書き入れることができればよいのであるが、実
際には一概に特性が定まるものでないため、書き入れる
ことはできていない。発明者の経験によれば、具体的数
値の傾向は概ね３つとも同じになると思われる。なお、
図６６に示す目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢの特性
は、従来と同様でありクランク角で圧縮上死点後の所定
の範囲内で燃料噴射が開始されるように設定されている
（圧縮上死点より遅角側のデータが入っている）。

【０１７９】図６５のステップ３〜５では冷却水温Ｔ
ｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａから図６９、図７
０、図７１を内容とするテーブルを検索することによ
り、目標主噴射時期の水温補正係数ＫＭＩＴＴｗ、吸気
温度補正係数ＫＭＩＴＴａ、大気圧補正係数ＫＭＩＴＰ
ａを求め、ステップ６において

【０１８０】

【数２２】ＫＭ ＩＴ＝ＫＭＩＴＴｗ×ＫＭＩＴＴａ×
ＫＭＩＴＰａ の式により主噴射時期補正量ＫＭ ＩＴを計算する。

【０１８１】ステップ７ではこの主噴射時期補正量ＫＭ
ＩＴを用いて

【０１８２】

【数２３】ＴＭＩＴ１＝ＫＭ ＩＴ×ＴＭＩＴＢ の式により目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢを補正し、
補正後の値を目標主噴射時期ＴＭＩＴ１とする。

【０１８３】目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢは、所定
のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）であ
る。したがって、補正係数ＫＭＩＴＴｗ、ＫＭＩＴＴ
ａ、ＫＭＩＴＰａが１．０より大きな値のとき主噴射時
期が進角される。図６９に示したように低水温時に補正
係数ＫＭＩＴＴｗの値を１．０より大きな値としている
のは、低水温時に燃料温度が低くて燃焼が遅れがちにな
るので、燃焼の中心を進角側にもってくるためである。
図７０のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数
ＫＭＩＴＴａを１．０より大きな値とし、図７１のよう
に大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＭＩＴＰａを１．
０より大きな値としているのも、同様の理由からであ
る。

【０１８４】なお、３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに対
して目標主噴射時期基本値（図６６〜図６８）を別々に
与えたのに対して、図６９〜図７１に示す補正係数の特
性は３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに応じて与えること
はしていない。３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに応じて
補正係数のテーブルを与えることも考えられるのである
が、ロジックが複雑になるのと適合しきれないこともあ
るので、今のところ１つにまとめている。

【０１８５】図６５のステップ８ではエンジン回転速度
Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図７２、図７３のマップを
検索して最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸ、最小主噴射時期
ＭＩＴＭＩＮを求め、目標主噴射時期ＴＭＩＴ１が最大
値と最小値の間にあればＴＭＩＴ１の値を、また目標主
噴射時期ＴＭＩＴ１が最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸを超
える場合は最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸを、目標主噴射
時期ＴＭＩＴ１が最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを下回る
場合は最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを目標主噴射時期Ｔ
ＭＩＴとして演算する。これはリミッタ処理である。

【０１８６】図７４は目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ
の演算フローである。演算方法そのものは目標主噴射時
期と同様である。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、
燃料噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気
温度Ｔａ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読み込
む。ステップ２ではパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ
の値にしたがって図７５、図７６に示すマップのいずれ
かを選択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆか
らその選択したマップを検索することにより目標パイロ
ット噴射時期の基本値ＴＰＩＴＢを演算する。なお、図
示しないが、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０で
あるときにはパイロット噴射を行う必要がないので、目
標パイロット噴射時期を演算しない。

【０１８７】図７４のステップ３〜５では冷却水温Ｔ
ｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａから図７７、図７
８、図７９を内容とするテーブルを検索することによ
り、目標パイロット噴射時期の水温補正係数ＫＰＩＴＴ
ｗ、吸気温度補正係数ＫＰＩＴＴａ、大気圧補正係数Ｋ
ＰＩＴＰａを求め、ステップ６において

【０１８８】

【数２４】ＫＰ ＩＴ＝ＫＰＩＴＴｗ×ＫＰＩＴＴａ×
ＫＰＩＴＰａ の式によりパイロット噴射時期補正量ＫＰ ＩＴを計算
する。

【０１８９】ステップ７ではこのパイロット噴射時期補
正量ＫＰ ＩＴを用いて

【０１９０】

【数２５】ＴＰＩＴ１＝ＫＰ ＩＴ×ＴＰＩＴＢ の式により目標パイロット噴射時期基本値ＴＰＩＴＢを
補正し、補正後の値を目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ
１とする。

【０１９１】目標パイロット噴射時期基本値ＴＰＩＴＢ
も、前述の目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢと同様、所
定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）で
ある。また、補正係数ＫＰＩＴＴｗ、ＫＰＩＴＴａ、Ｋ
ＰＩＴＰａが１．０より大きな値のときパイロット噴射
時期が進角される。パイロット噴射について図７７、図
７８、図７９の各特性とした理由は、主噴射について図
６９、図７０、図７１の各特性としたのと同様である。

【０１９２】図７４のステップ８ではエンジン回転速度
Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図８０、図８１のマップを
検索して最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸ、最小パ
イロット噴射時期ＩＴＰＭＩＮを求め、目標パイロット
噴射時期ＴＰＩＴ１が最大値と最小値の間にあればＴＰ
ＩＴ１の値を、また目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１
が最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸを超える場合は
最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸを、目標パイロッ
ト噴射時期ＴＰＩＴ１が最小パイロット噴射時期ＩＴＰ
ＭＩＮを下回る場合は最小パイロット噴射時期ＩＴＰＭ
ＩＮを目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴとして演算する
（リミッタ処理）。

【０１９３】図８２は目標パイロット噴射量ＴＰＱの演
算のフローである。

【０１９４】ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料
噴射量Ｑｆ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読込
み、このうちパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱの値に
したがって図８３、図８４に示すマップのいずれかを選
択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその
選択したマップを検索することにより目標パイロット噴
射量基本値ＴＰＱＢを演算し、これをそのままステップ
３で目標パイロット噴射量ＴＰＱとする。なお、パイロ
ット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０のときにはパイロット
噴射を行う必要がないので、目標パイロット噴射量ＴＰ
Ｑは演算しない。

【０１９５】図４８をみると、中央に示す燃焼パターン
Ｂと右側に示す燃焼パターンＣとでパイロット噴射量と
基本インターバル（パイロット噴射開始時期と主噴射開
始時期との間隔）とが違っている。上記の図７５、図７
６は、これら図４８の中央、右側に示す各基本インター
バルを定めるパイロット噴射開始時期を、また図８３、
図８４は、これら図４８の中央、右側に示す各パイロッ
ト噴射量を与えるものである。エンジン回転速度が４０
００ｒｐｍまでの実験結果によれば、燃焼パターンＢを
与えるパイロット噴射量は０．２〜１．０ｍｇ／ｓｔ．
ｃｙｌ、同じく燃焼パターンＢを与える基本インターバ
ルは７〜１８゜ＣＡ、同様に燃焼パターンＣを与えるパ
イロット噴射量は１．５〜３．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌ、
同じく燃焼パターンＣを与える基本インターバルは３０
゜ＣＡでよいことを確認している。

【０１９６】実験した回転速度の上限は４０００ｒｐｍ
であるが、この値に限定されるものでない。パイロット
噴射による燃焼騒音低減の効果がいずれの回転速度まで
得られるかはエンジンの諸元や考え方でずいぶん違って
くるので、エンジン機種が変わればパイロット噴射を適
用する回転速度範囲も変わり得る。ただし、排気量の全
く異なる３機種のエンジンについての実験結果からいう
と、いずれのエンジンについても上記の数値を満足する
ため、上記数値の範囲が一般解になりうると考えてい
る。

【０１９７】実験結果によれば、パイロット噴射量につ
いては図８４のほうが図８３より小さい値が入る。パイ
ロット噴射時期については、回転速度が高くなると基本
インターバルはやや短くなり、負荷が増えても同様な傾
向となるため、燃焼パターンＢ、Ｃを与えるパイロット
噴射時期の傾向としては図７５、図７６に示した矢印方
向に数値が小さくなる。

【０１９８】目標パイロット噴射時期基本値については
図４８に示す２つの燃焼パターンＢ、Ｃに対して別々の
値を与えたのに対して、上記図７７〜図７９に示す補正
係数の特性については、上記図６９〜図７１と同様、燃
焼パターン毎に与えることをしていない。燃焼パターン
毎に補正係数のテーブルを与えることも考えられるが、
ロジックが複雑になるのと適合しきれないこともあるの
で、ここでも今のところ１つにまとめている。

【０１９９】ここで、本実施形態の作用を図４７、図４
８参照しながら説明する。

【０２００】本実施形態では、定常運転である図４７の
Ａ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定
値Ｃｄｐｍ１以下となる運転条件）において排気、燃焼
騒音ともに優れる低温予混合燃焼が行われて大幅な性能
改善が図られる。

【０２０１】次に、過渡的に大幅に酸素濃度や酸素量が
不足する図４７のＢ領域（実過給圧の目標過給圧からの
偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ２を超える運転条件）にな
ると、少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射され
るとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短く
して上死点以前で主噴射が完了される。このときのクラ
ンク角に対する筒内圧の変化は図４８の中央に示したよ
うにガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、燃
焼騒音を抑制することが可能となる。

【０２０２】運転条件が吸入空気中の酸素濃度は改善さ
れるが酸素量が不足する図４７のＣ領域（実過給圧の目
標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ２以下とな
る運転条件）に移ると、パイロット噴射量が比較的多く
されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を
長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してか
ら主噴射が行われることで、スモークの悪化が抑制され
るとともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼が緩慢
となり燃焼騒音が抑制される。

【０２０３】過渡運転終了後のＤ領域（実過給圧の目標
過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ１以下となる
運転条件）では目標となる酸素濃度と酸素量を満たすの
で、速やかに低温予混合燃焼が行われる。

【０２０４】加速運転時に上記の制御を実施することに
よる効果を図８５、図８６に示す。従来の制御方法と比
較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音悪化を抑制しつつ
（図８５）、同時に排気・燃費も改善することが可能に
なっている（図８６）。

【０２０５】一方、減速運転時のフュエルリカバリー時
に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少
ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が
短くなりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足す
るため着火遅れが長くなるのであるが、本実施形態によ
れば、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴
射量が少ない場合に、図４８の燃焼パターンＣが得られ
るように、また過給圧が低くなってからは図４８の燃焼
パターンＢが得られるようにパイロット噴射と主噴射が
制御され、これによって本発明の制御を行わない場合よ
り燃焼騒音を抑制できることを実験により確認してい
る。

【０２０６】第３実施形態ではシリンダ吸入ＥＧＲ量に
基づいてパイロット噴射を許可するかどうかを判定する
場合で説明したが、ＥＧＲ率を用いてもかまわない。

【０２０７】実施形態では、低温予混合燃焼を行うもの
を前提として、パイロット噴射を適用する場合で説明し
たが、本発明はこれに限定されるものでなく、拡散燃焼
を主体とする燃焼を前提とする場合にも適用できる。

【０２０８】実施形態ではコモンレール式の燃料噴射装
置を備える場合で説明したが、本発明の適用においては
噴射ポンプの形式を問わない。

【０２０９】本発明では可変容量ターボチャージャを備
える場合で説明したが、一定容量ターボチャージャを備
える場合でもかまわない。

【０２１０】ＥＧＲ制御値（ＥＧＲ率やＥＧＲ量）と過
給圧を同時に制御する他の方法がすでに提案されており
（特願平１１−１６８４５０号、特願２０００−３０９
５５７号等）、それらに対して本発明を適用してもよ
い。

【図面の簡単な説明】

【図１】第１実施形態の制御システム図。

【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。

【図３】ＥＧＲ制御システム図。

【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の
演算を説明するためのフローチャート。

【図５】基本過給圧の特性図。

【図６】大気圧補正値の特性図。

【図７】基本開度の特性図。

【図８】大気圧補正値の特性図。

【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。

【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順
を示すフローチャート。

【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャー
ト。

【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するための
フローチャート。

【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するため
のフローチャート。

【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフロ
ーチャート。

【図１５】空気密度の特性図。

【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャー
ト。

【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。

【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャ
ート。

【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。

【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。

【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するため
のフローチャート。

【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチ
ャート。

【図２３】基本燃料噴射量の特性図。

【図２４】最大噴射量の特性図。

【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャ
ート。

【図２６】排気温度基本値の特性図。

【図２７】吸気温度補正係数の特性図。

【図２８】排気圧補正係数の特性図。

【図２９】スワール補正係数の特性図。

【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。

【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するため
のフローチャート。

【図３２】摩擦損失の特性図。

【図３３】ノズル損失の特性図。

【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャー
ト。

【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性
図。

【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチ
ャート。

【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。

【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフロー
チャート。

【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。

【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。

【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフロー
チャート。

【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するため
のフローチャート。

【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。

【図４４】低温予混合燃焼方式による排気と燃焼騒音の
特性図。

【図４５】低温予混合燃焼方式による加速運転時の作用
を説明するための波形図。

【図４６】定常運転時と過渡運転時とで低温予混合燃焼
が可能な領域が異なることを示す特性図。

【図４７】本実施形態の加速運転時の作用を説明するた
めの波形図。

【図４８】図４７のＡ、Ｂ、Ｃの各運転域おける燃焼パ
ターンおよびその各燃焼パターンを実現するためのパイ
ロット噴射と主噴射の波形を示す図。

【図４９】目標コモンレール圧力の演算を説明するため
のフローチャート。

【図５０】目標コモンレール圧力基本値の特性図。

【図５１】水温補正係数の特性図。

【図５２】吸気温度補正係数の特性図。

【図５３】大気圧補正係数の特性図。

【図５４】最大コモンレール圧力の特性図。

【図５５】最小コモンレール圧力の特性図。

【図５６】パイロット噴射許可フラグの設定を説明する
ためのフローチャート。

【図５７】第２実施形態のパイロット噴射許可フラグの
設定を説明するためのフローチャート。

【図５８】目標新気量の演算を説明するためのフローチ
ャート。

【図５９】目標新気量の特性図。

【図６０】第３実施形態のパイロット噴射許可フラグの
設定を説明するためのフローチャート。

【図６１】目標ＥＧＲ量の演算を説明するためのフロー
チャート。

【図６２】第４実施形態のパイロット噴射許可フラグの
設定を説明するためのフローチャート。

【図６３】空気過剰率の演算を説明するためのフローチ
ャート。

【図６４】目標空気過剰率の特性図。

【図６５】目標主噴射時期の演算を説明するためのフロ
ーチャート。

【図６６】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝
０）。

【図６７】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝
１）。

【図６８】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝
２）。

【図６９】水温補正係数の特性図。

【図７０】吸気温度補正係数の特性図。

【図７１】大気圧補正係数の特性図。

【図７２】最大主噴射時期の特性図。

【図７３】最小主噴射時期の特性図。

【図７４】目標パイロット噴射時期の演算を説明するた
めのフローチャート。

【図７５】目標パイロット噴射時期基本値の特性図（Ｆ
ＰＱ＝２）。

【図７６】目標パイロット主噴射時期基本値の特性図
（Ｆ ＰＱ＝１）。

【図７７】水温補正係数の特性図。

【図７８】吸気温度補正係数の特性図。

【図７９】大気圧補正係数の特性図。

【図８０】最大パイロット噴射時期の特性図。

【図８１】最小パイロット噴射時期の特性図。

【図８２】目標パイロット噴射量の演算を説明するため
のフローチャート。

【図８３】目標パイロット噴射量基本値の特性図（Ｆ
ＰＱ＝２）。

【図８４】目標パイロット噴射量基本値の特性図（Ｆ
ＰＱ＝１）。

【図８５】本実施形態の作用を説明するための波形図。

【図８６】本実施形態の排気と燃費の特性図。

【図８７】第１の発明のクレーム対応図。

【符号の説明】

２ 可変容量ターボチャージャ １７ 燃料噴射弁 ４１ コントロールユニット

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁷ 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｆ０２Ｄ 43/00 ３０１ Ｆ０２Ｄ 43/00 ３０１Ｊ ３０１Ｎ ３０１Ｒ ３０１Ｗ Ｆターム(参考） 3G084 AA01 BA07 BA15 BA20 DA39 EB11 FA07 FA12 FA20 FA33 FA37 FA38 3G092 AA02 AA17 AA18 AB03 BA01 BB01 BB13 DB03 DC09 EC01 FA14 HA01Z HA06Z HA16Z HE01Z HE03Z HE04Z HE05Z HE08Z 3G301 HA02 HA11 HA13 JA37 LB11 MA19 ND01 NE01 NE06 PA01Z PA11Z PB08Z PD02Z PE03Z PE05Z PE08Z PF03Z

Claims (10)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】主噴射と、この主噴射に先立つパイロット
   噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、 吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を
   設定する手段と、 吸気中の酸素濃度または酸素量を計測する手段と、 この酸素濃度または酸素量の計測値の前記目標値からの
   ずれが大きい運転状態であるのか、それとも前記計測値
   の前記目標値からのずれが比較的小さい運転状態である
   のかを判定する手段と、 この判定結果に基づき前記計測値の前記目標値からのず
   れが大きい運転状態の場合に、少ないパイロット噴射量
   を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と
   主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を
   完了させ、前記計測値の前記目標値からのずれが比較的
   小さい運転状態である場合に、パイロット噴射量を比較
   的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間
   隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼を完全に終
   了させてから主噴射を行う手段とを備えることを特徴と
   するディーゼルエンジンの制御装置。
2. 【請求項２】前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相
   当の値として過給圧を用いることを特徴とする請求項１
   に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
3. 【請求項３】前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相
   当の値として吸入新気量を用いることを特徴とする請求
   項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
4. 【請求項４】前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相
   当の値としてＥＧＲ量またはＥＧＲ率を用いることを特
   徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装
   置。
5. 【請求項５】前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相
   当の値として空気過剰率を用いることを特徴とする請求
   項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
6. 【請求項６】前記計測値の前記目標値からのずれがない
   運転状態の場合に、低温予混合燃焼を行わせることを特
   徴とする請求項１から５までのいずれか一つに記載のデ
   ィーゼルエンジンの制御装置。
7. 【請求項７】前記低温予混合燃焼を行わせる手段は、エ
   ンジンの運転条件に応じてエンジンの燃焼温度を低下さ
   せる手段と、この燃焼温度を温度を低下させる手段の作
   動時に、熱発生率のパターンが単段燃焼の形態となるよ
   うに着火遅れ機関を大幅に長くする手段とからなること
   を特徴とする請求項６に記載のディーゼルエンジンの制
   御装置。
8. 【請求項８】前記燃焼温度を低下させる手段は吸気の酸
   素濃度を低減させる手段であることを特徴とする請求項
   ７に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
9. 【請求項９】前記着火遅れ期間を大幅に長くする手段
   は、燃料の噴射時期を上死点後まで遅らせる手段である
   ことを特徴とする請求項７に記載のディーゼルエンジン
   の制御装置。
10. 【請求項１０】前記少ないパイロット噴射量は０．２〜
    １．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌであり、前記短くするパイロ
    ット噴射と主噴射の噴射間隔は７〜１８゜ＣＡであり、
    前記比較的多くするパイロット噴射量は１．５〜３．０
    ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌであり、前記長くするパイロット噴
    射と主噴射の噴射間隔は３０゜ＣＡであることを特徴と
    する請求項１から９までのいずれか一つに記載のディー
    ゼルエンジンの制御装置。