JP2006029109A - 燃料噴射装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 脈動等で噴射量が変化するのを防ぐため、従来はマルチ噴射の各噴射毎に独立したマップを用いて駆動期間Ｔｑｆを算出しており、適合工数が多い。
【解決手段】 ＥＣＵは、要求噴射量Ｑに対応した面積を有するリフト量の幾何学的図形に基づいて駆動期間Ｔｑｆを算出するものであり、リフト量の幾何学的図形を求める際、ニードルの上昇波形を、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３に分け、各期間のリフト上昇変化を演算が容易な１次式または２次式にて模擬して求める。また、第３遅れ期間Ｔｄｅ２のリフト下降変化も１次式にて模擬して求める。これにより、噴射段における膨大な適合データを必要とせず、演算負荷を抑えつつ、高い精度のリフト量の幾何学的図形を描くことができ、精度の高い駆動期間Ｔｑｆを求めることができる。またインジェクタの仕様が変更された場合、変更による適合値を変えることで適合処理を行える。
【選択図】 図１

Description

本発明は、内燃機関（以下、エンジン）に燃料を噴射する燃料噴射装置に関するものであり、特にインジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆを求める開閉駆動制御に関する。
なお、本発明においては「時間軸とニードルのリフト量変化による幾何学的図形」を「リフト量の幾何学的図形」と称し、「時間軸とインジェクタの噴射率変化による幾何学的図形」を「噴射率の幾何学的図形」と称するものである。

（従来の技術）
燃料噴射装置の従来技術を図９に示すマルチ噴射（１サイクル中に燃料噴射を複数回に分けて行う多段噴射）を例に説明する。図９に示すように、１サイクルにおける一定の噴射期間内に、複数回の噴射を実施すると、２段目以降の噴射は、その前の噴射の影響（インジェクタに燃料を供給する配管中に発生する脈動の影響）を受けて噴射開始遅れや、噴射終了遅れが変動する。

このことを、図９の下段を参照して説明する。
インジェクタの駆動信号の一例として駆動パルスをインジェクタに与えた場合、脈動の影響がないと、駆動パルスを発生してから噴射開始遅れ期間Ｔｄｓが経過した時点（要求噴射開始タイミング）から噴射率が上昇し、駆動パルスを停止してから閉弁圧到達期間Ｔｄｅ１が経過した時点から噴射率が低下する。このため、噴射率で描かれる幾何学的図形は、図９中、基準三角形αで示す図形になり、実噴射量Ｑ’は、基準三角形αの面積に応じた量（要求噴射量Ｑ）となる。

ここで一般に、脈動の影響でインジェクタに供給される燃料圧が上がると、図中矢印(1) に示すように噴射開始遅れ期間Ｔｄｓが短くなり、噴射開始タイミングが早まるため最大噴射率が図中矢印(2) に示すように高くなり、ニードル下降期間Ｔｄｅ2 が図中矢印(3) に示すように長くなる。この結果、噴射率で描かれる幾何学的図形は、図９中、大三角形βで示す図形になり、実噴射量Ｑ’は、大三角形βの面積に応じた量となり、要求噴射量Ｑより多くなってしまう。
逆に、脈動の影響で噴射開始遅れ期間Ｔｄｓが長くなり、噴射開始タイミングが遅れると、噴射率で描かれる幾何学的図形は、基準三角形αより小さくなり、実噴射量Ｑ’が要求噴射量Ｑより少なくなってしまう。

従来のインジェクタ駆動期間Ｔｑｆの算出方法は、噴射量とコモンレール圧（燃料供給圧の一例）の２次元マップによって基本駆動期間を算出し、この基本駆動期間を各噴射段毎に用意したインターバル（全噴射からの無噴射期間）とコモンレール圧の２次元補正マップで補正していた。

（従来技術の問題点）
上述したように、従来では、インジェクタ駆動期間Ｔｑｆは、噴射量とコモンレール圧の２次元マップによって基本駆動期間を算出し、各噴射段毎に用意した２次元補正マップで補正するものであるため、噴射段が増加する毎に２次元補正マップが増加し、適合工数も増加する不具合があった。
また、インジェクタの仕様の一部が変更されただけでも、全ての適合データを見直す必要が生じてしまい、インジェクタの仕様変更に伴う適合処理が膨大となり、適合処理の効率が非常に悪い。
特開平１０−２６６８８８号公報

〔発明の目的〕
本発明は、上記の事情に鑑みてなされたものであり、その目的は、噴射開始後のインジェクタの動作を幾何学的図形でモデル化し、その幾何学的図形によりインジェクタ駆動期間Ｔｑｆを求めることで、制御装置に過度な処理負荷をかけることなく精度の高いインジェクタ駆動期間Ｔｑｆを求めることができるとともに、インジェクタの仕様に応じた適合処理が容易な燃料噴射装置の提供にある。

〔請求項１の手段〕
請求項１の手段を採用する燃料噴射装置は、リフト量の幾何学的図形を求める際、ニードルが上昇を開始してからニードルが下降を開始するまでのニードルのリフト量変化を、ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１と、この第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から、制御室の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２と、この第２上昇期間Ｔｑｒ２の終了後から、ニードルが下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３とに分けて、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３毎にニードルのリフト量変化を物理式によって求めるものである。
このように、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３におけるニードルのリフト量変化を、物理式にて模擬して求めるため、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができ、結果的に精度の高いインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めることができる。
また、インジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めるにあたり、従来のような基本駆動期間を補正する補正マップを必要としないため、マルチ噴射の噴射段数が増加した際の適合工数を削減できる。これによって、制御装置に過度な処理負荷をかけることなく精度の高いインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めることができる。
さらに、インジェクタの仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタの仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

〔請求項２の手段〕
請求項２の手段を採用する燃料噴射装置は、第１上昇期間Ｔｑｒ１においてニードルが定速上昇すると考え、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードルのリフト量変化をニードルの上昇速度による１次式（第１上昇波形算出用１次式）で近似して求めるものである。
このように、第１上昇期間Ｔｑｒ１のニードルのリフト量変化を１次式（第１上昇波形算出用１次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項３の手段〕
請求項３の手段を採用する燃料噴射装置は、第１上昇期間Ｔｑｒ１のニードルのリフト量変化を求める１次式（第１上昇波形算出用１次式）として、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆおよびニードルのシート径Ｄｎｓを計算値として用いるものである。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室の圧力）のドロップが大きくなってニードルの上昇速度が低下することを１次式（第１上昇波形算出用１次式）に反映することができるとともに、シート径Ｄｎｓが大きくなるとニードル上昇開始直後（開弁直後）におけるニードルの上向き力が大きくなってニードルの上昇速度が増加することを１次式（第１上昇波形算出用１次式）に反映することができ、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項４の手段〕
請求項４の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（第１上昇波形算出用１次式）に用いられるシート径Ｄｎｓとして係数Ｋ１を用いるものであり、この係数Ｋ１は、インジェクタに高圧燃料を供給する高圧燃料配管に生じる管内脈動を考慮した値である。
このように、シート径Ｄｎｓに加わる上向きの力に管内脈動を考慮できるため、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードルのリフト量変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項５の手段〕
請求項５の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（第１上昇波形算出用１次式）に用いられるシート径Ｄｎｓとして係数Ｋ１を用いるものであり、この係数Ｋ１は、制御室内に生じる制御室内脈動を考慮した値である。
このように、シート径Ｄｎｓに加わる上向きの力に制御室内脈動を考慮できるため、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードルのリフト量変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項６の手段〕
請求項６の手段を採用する燃料噴射装置は、第２上昇期間Ｔｑｒ２においてニードルが２次曲線を描いて上昇すると考え、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードルのリフト量変化をニードルの上昇速度による２次式（第２上昇波形算出用２次式）で近似して求めるものである。
このように、第２上昇期間Ｔｑｒ２のニードルのリフト量変化を２次式（第２上昇波形算出用２次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項７の手段〕
請求項７の手段を採用する燃料噴射装置は、２次式（第２上昇波形算出用２次式）の係数を、第２上昇期間Ｔｑｒ２の両端におけるニードルの上昇速度の傾きと、第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了時におけるニードルのリフト位置Ｌｍ１との連立方程式によって求めるものである。
ここで、両端の傾きは、第１、第２上昇期間Ｔｑｒ１、２の傾き（リフトの上昇速度）を先に求めておくことで既知となる。

〔請求項８の手段〕
請求項８の手段を採用する燃料噴射装置は、２次式（第２上昇波形算出用２次式）として、ノズル室の圧力降下の影響によるニードルの初期速度変化を補正するための補正係数を備えるものである。
このように、ノズル室の圧力降下を考慮してニードルの初期速度変化を求めるため、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードルのリフト量変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項９の手段〕
請求項９の手段を採用する燃料噴射装置は、ニードルの初期速度変化を補正するための補正係数を、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆ、ニードルのシート径Ｄｎｓおよびインジェクタのサック室の容積を用いて算出するものである。
このように、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆ、ニードルのシート径Ｄｎｓおよびインジェクタのサック室の容積を考慮してニードルの初期速度変化を求めるため、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードルのリフト量変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項１０の手段〕
請求項１０の手段を採用する燃料噴射装置は、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードルのリフト量変化を２次式（第２上昇波形算出用２次式）で近似することによりリフト量の幾何学的図形を求める場合、要求噴射量Ｑは噴射期間の４次式となるが、収束計算を用いて要求噴射量Ｑから噴射期間を求めるものである。
このように、４次式となる計算を収束計算で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。

〔請求項１１の手段〕
請求項１１の手段を採用する燃料噴射装置は、第３上昇期間Ｔｑｒ３においてニードルが定速上昇すると考え、第３上昇期間Ｔｑｒ３におけるニードルのリフト量変化をニードルの上昇速度による１次式（第３上昇波形算出用１次式）で近似して求めるものである。 このように、第３上昇期間Ｔｑｒ３のニードルのリフト量変化を１次式（第３上昇波形算出用１次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項１２の手段〕
請求項１２の手段を採用する燃料噴射装置において第３上昇期間Ｔｑｒ３のニードルのリフト量変化を求める１次式（第３上昇波形算出用１次式）は、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速上昇すると仮定した式である。
このように、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速上昇すると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項１３の手段〕
請求項１３の手段を採用する燃料噴射装置において第３上昇期間Ｔｑｒ３のニードルのリフト量変化を求める１次式（第３上昇波形算出用１次式）は、制御室の圧力が一定に保たれた状態で、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が狭くなると仮定した式である。
このように、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が狭くなると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項１４の手段〕
請求項１４の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（第３上昇波形算出用１次式）におけるノズル室の圧力として、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いるものである。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室の圧力）のドロップが大きくなってニードルの上昇速度が低下することを１次式（第３上昇波形算出用１次式）に反映することができ、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項１５の手段〕
請求項１５の手段を採用する燃料噴射装置の制御装置は、インジェクタの駆動信号停止から、インジェクタの噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、駆動信号停止から、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始してから、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分け、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出するものである。
このように、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２の各部を簡易的な式にて模擬し、各部の応答の所要時間を個別に演算するものであるため、制御装置のデータ量を低減することができるとともに、制御装置の演算負荷を減らすことができる。
また、インジェクタの仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタの仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

〔請求項１６の手段〕
請求項１６の手段を採用する燃料噴射装置は、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いるものである。
第１遅れ期間Ｔｄｅ１’は、駆動信号停止から電動弁の通電が停止されて、電動弁のバルブが閉弁動作を開始するまでの主に電気的な遅れである。これは、燃料供給圧Ｐｃによらず、同一のインジェクタの仕様で一定であるため、定数とすることが可能になる。
また、第２遅れ期間Ｔｄｅ１”は、制御室の圧力低下に関する期間であるが、一定値としても演算精度にあまり影響を与えない。
このため、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値Ｔｄｅ１を用いても、演算精度にあまり影響を与えない。
このように、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値Ｔｄｅ１を用いることにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項１７の手段〕
請求項１７の手段を採用する燃料噴射装置の制御装置は、要求噴射量Ｑに対応した面積を持つリフト量の幾何学的図形を求める際、ニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 のニードルのリフト量変化を、１次式（下降波形算出用１次式）で近似して求めるものである。
このように、第３遅れ期間Ｔｄｅ2 のニードルのリフト量変化を１次式（下降波形算出用１次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項１８の手段〕
請求項１８の手段を採用する燃料噴射装置において第３遅れ期間Ｔｄｅ2 のニードルのリフト量変化を求める１次式（下降波形算出用１次式）は、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速下降すると仮定した式である。
このように、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速下降すると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項１９の手段〕
請求項１９の手段を採用する燃料噴射装置において第３遅れ期間Ｔｄｅ2 のニードルのリフト量変化を求める１次式（下降波形算出用１次式）は、制御室の圧力が一定に保たれた状態で、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が広くなると仮定した式である。
このように、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が広くなると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項２０の手段〕
請求項２０の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（下降波形算出用１次式）におけるノズル室の圧力として、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いるものである。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室の圧力）のドロップが大きくなってニードルの下降速度が増すことを１次式（下降波形算出用１次式）に反映することができる。

〔請求項２１の手段〕
請求項２１の手段を採用する燃料噴射装置は、１サイクル中に燃料噴射を複数回に分けて行うマルチ噴射における２段目以降の燃料供給圧として、１段目の噴射開始時の燃料供給圧センサの入力値をベースとし、前噴射による圧力降下分を噴射毎に差し引いた値を予測圧力として用いるものである。
マルチ噴射における２段目以降は、燃料供給圧センサの入力値に圧力脈動によって検出誤差が生じるが、前噴射の圧力降下分を差し引いて燃料供給圧を予測することにより、燃料供給圧を誤差なく高い精度で求めることができるため、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項２２の手段〕
請求項２２の手段を採用する燃料噴射装置は、２段目以降において燃料供給圧に生じる脈動を直前の噴射終了から所定位相θ分ずらした脈動起点を用いて計算するものである。 これによって、燃料供給圧を高い精度で求めることができ、結果的に精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項２３の手段〕
請求項２３の手段を採用する燃料噴射装置は、３段目以降において燃料供給圧に生じる脈動を１段目で生じた脈動起点も考慮して計算するものである。
これによって、燃料供給圧を高い精度で求めることができ、結果的に精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項２４の手段〕
請求項２４の手段を採用する燃料噴射装置は、インジェクタの噴射率の幾何学的図形を求める際、ニードルが上昇を開始してからニードルが下降を開始するまでの噴射率変化を、ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１と、この第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から、制御室の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２と、この第２上昇期間Ｔｑｒ２の終了後から、ニードルが下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３とに分けて、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３毎に噴射率変化を物理式によって求めるものである。
このように、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３における噴射率変化を、物理式にて模擬して求めるため、精度の高い噴射率の幾何学的図形を求めることができ、結果的に精度の高いインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めることができる。
また、インジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めるにあたり、従来のような基本駆動期間を補正する補正マップを必要としないため、マルチ噴射の噴射段数が増加した際の適合工数を削減できる。これによって、制御装置に過度な処理負荷をかけることなく精度の高いインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めることができる。
さらに、インジェクタの仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタの仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

〔請求項２５の手段〕
請求項２５の手段を採用する燃料噴射装置は、第１上昇期間Ｔｑｒ１において噴射率が定速上昇すると考え、第１上昇期間Ｔｑｒ１における噴射率変化を１次式（第１上昇波形算出用１次式）で近似して求めるものである。
このように、第１上昇期間Ｔｑｒ１の噴射率変化を１次式（第１上昇波形算出用１次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項２６の手段〕
請求項２６の手段を採用する燃料噴射装置は、第１上昇期間Ｔｑｒ１の噴射率変化を求める１次式（第１上昇波形算出用１次式）として、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆおよびニードルのシート径Ｄｎｓを計算値として用いるものである。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室の圧力）のドロップが大きくなってニードルの上昇速度が低下することを１次式（第１上昇波形算出用１次式）に反映することができるとともに、シート径Ｄｎｓが大きくなるとニードル上昇開始直後（開弁直後）におけるニードルの上向き力が大きくなって、噴射率の上昇速度が増加することを１次式（第１上昇波形算出用１次式）に反映することができ、精度の高い噴射率の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項２７の手段〕
請求項２７の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（第１上昇波形算出用１次式）に用いられるシート径Ｄｎｓとして係数Ｋ１を用いるものであり、この係数Ｋ１は、インジェクタに高圧燃料を供給する高圧燃料配管に生じる管内脈動を考慮した値である。
このように、シート径Ｄｎｓに加わる上向きの力に管内脈動を考慮できるため、第１上昇期間Ｔｑｒ１における噴射率変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項２８の手段〕
請求項２８の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（第１上昇波形算出用１次式）に用いられるシート径Ｄｎｓとして係数Ｋ１を用いるものであり、この係数Ｋ１は、制御室内に生じる制御室内脈動を考慮した値である。
このように、シート径Ｄｎｓに加わる上向きの力に制御室内脈動を考慮できるため、第１上昇期間Ｔｑｒ１における噴射率変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項２９の手段〕
請求項２９の手段を採用する燃料噴射装置は、第２上昇期間Ｔｑｒ２において噴射率が２次曲線を描いて上昇すると考え、第２上昇期間Ｔｑｒ２における噴射率変化を２次式（第２上昇波形算出用２次式）で近似して求めるものである。
このように、第２上昇期間Ｔｑｒ２の噴射率変化を２次式（第２上昇波形算出用２次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項３０の手段〕
請求項３０の手段を採用する燃料噴射装置は、２次式（第２上昇波形算出用２次式）の係数を、第２上昇期間Ｔｑｒ２の両端における噴射率の傾きと、第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了時における噴射率Ｌｍ１との連立方程式を用いて求めるものである。
ここで、両端の傾きは、第１、第２上昇期間Ｔｑｒ１、２の傾き（噴射率の上昇速度）を先に求めておくことで既知となる。

〔請求項３１の手段〕
請求項３１の手段を採用する燃料噴射装置は、２次式（第２上昇波形算出用２次式）として、ノズル室の圧力降下の影響による噴射率の初期変化を補正するための補正係数を備えるものである。
このように、ノズル室の圧力降下を考慮して噴射率の初期変化を求めるため、第２上昇期間Ｔｑｒ２における噴射率変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項３２の手段〕
請求項３２の手段を採用する燃料噴射装置は、噴射率の初期変化を補正するための補正係数を、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆ、ニードルのシート径Ｄｎｓおよびインジェクタのサック室の容積を用いて算出するものである。
このように、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆ、ニードルのシート径Ｄｎｓおよびインジェクタのサック室の容積を考慮して噴射率の初期変化を求めるため、第２上昇期間Ｔｑｒ２における噴射率変化を高い精度で求めることができる。

〔請求項３３の手段〕
請求項３３の手段を採用する燃料噴射装置は、第２上昇期間Ｔｑｒ２における噴射率変化を２次式（第２上昇波形算出用２次式）で近似することにより噴射率の幾何学的図形を求める場合、要求噴射量Ｑは噴射期間の４次式となるが、収束計算を用いて要求噴射量Ｑから噴射期間を求めるものである。
このように、４次式となる計算を収束計算で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。

〔請求項３４の手段〕
請求項３４の手段を採用する燃料噴射装置は、第３上昇期間Ｔｑｒ３において噴射率が定速上昇すると考え、第３上昇期間Ｔｑｒ３における噴射率変化を１次式（第３上昇波形算出用１次式）で近似して求めるものである。
このように、第３上昇期間Ｔｑｒ３の噴射率変化を１次式（第３上昇波形算出用１次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項３５の手段〕
請求項３５の手段を採用する燃料噴射装置において第３上昇期間Ｔｑｒ３の噴射率変化を求める１次式（第３上昇波形算出用１次式）は、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速上昇すると仮定した式である。
このように、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速上昇すると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項３６の手段〕
請求項３６の手段を採用する燃料噴射装置において第３上昇期間Ｔｑｒ３の噴射率変化を求める１次式（第３上昇波形算出用１次式）は、制御室の圧力が一定に保たれた状態で、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が狭くなると仮定した式である。
このように、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が狭くなると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項３７の手段〕
請求項３７の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（第３上昇波形算出用１次式）におけるノズル室の圧力として、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いるものである。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室の圧力）のドロップが大きくなって噴射率の上昇速度が低下することを１次式（第３上昇波形算出用１次式）に反映することができ、精度の高い噴射率の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項３８の手段〕
請求項３８の手段を採用する燃料噴射装置の制御装置は、インジェクタの駆動信号停止から、インジェクタの噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、駆動信号停止から、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始してから、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分け、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出するものである。
このように、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２の各部を簡易的な式にて模擬し、各部の応答の所要時間を個別に演算するものであるため、制御装置のデータ量を低減することができるとともに、制御装置の演算負荷を減らすことができる。
また、インジェクタの仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタの仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

〔請求項３９の手段〕
請求項３９の手段を採用する燃料噴射装置は、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いるものである。
第１遅れ期間Ｔｄｅ１’は、駆動信号停止から電動弁の通電が停止されて、電動弁のバルブが閉弁動作を開始するまでの主に電気的な遅れである。これは、燃料供給圧Ｐｃによらず、同一のインジェクタの仕様で一定であるため、定数とすることが可能になる。
また、第２遅れ期間Ｔｄｅ１”は、制御室の圧力低下に関する期間であるが、一定値としても演算精度にあまり影響を与えない。
このため、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値Ｔｄｅ１を用いても、演算精度にあまり影響を与えない。
このように、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値Ｔｄｅ１を用いることにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項４０の手段〕
請求項４０の手段を採用する燃料噴射装置の制御装置は、要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ噴射率の幾何学的図形を求める際、ニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 の噴射率変化を、噴射率の定速下降による１次式（下降波形算出用１次式）で近似して求めるものである。
このように、第３遅れ期間Ｔｄｅ2 の噴射率変化を１次式（下降波形算出用１次式）で求めるため、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項４１の手段〕
請求項４１の手段を採用する燃料噴射装置において第３遅れ期間Ｔｄｅ2 の噴射率変化を求める１次式（下降波形算出用１次式）は、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速下降すると仮定した式である。
このように、制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態でニードルが定速下降すると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項４２の手段〕
請求項４２の手段を採用する燃料噴射装置において第３遅れ期間Ｔｄｅ2 の噴射率変化を求める１次式（下降波形算出用１次式）は、制御室の圧力が一定に保たれた状態で、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が広くなると仮定した式である。
このように、制御室の流入出量の差分だけ制御室の容積が広くなると仮定することにより、制御装置の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタの仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

〔請求項４３の手段〕
請求項４３の手段を採用する燃料噴射装置は、１次式（下降波形算出用１次式）におけるノズル室の圧力として、インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いるものである。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室の圧力）のドロップが大きくなってニードルの下降速度が増すことを１次式（下降波形算出用１次式）に反映することができる。

〔請求項４４の手段〕
請求項４４の手段を採用する燃料噴射装置は、１サイクル中に燃料噴射を複数回に分けて行うマルチ噴射における２段目以降の燃料供給圧として、１段目の噴射開始時の燃料供給圧センサの入力値をベースとし、前噴射による圧力降下分を噴射毎に差し引いた値を予測圧力として用いるものである。
マルチ噴射における２段目以降は、燃料供給圧センサの入力値に圧力脈動によって検出誤差が生じるが、前噴射の圧力降下分を差し引いて燃料供給圧を予測することにより、燃料供給圧を誤差なく高い精度で求めることができるため、精度の高い噴射率の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項４５の手段〕
請求項４５の手段を採用する燃料噴射装置は、２段目以降において燃料供給圧に生じる脈動を直前の噴射終了から所定位相θ分ずらした脈動起点を用いて計算するものである。 これによって、燃料供給圧を高い精度で求めることができ、結果的に精度の高い噴射率の幾何学的図形を求めることができる。

〔請求項４６の手段〕
請求項４６の手段を採用する燃料噴射装置は、３段目以降において燃料供給圧に生じる脈動を１段目で生じた脈動起点も考慮して計算するものである。
これによって、燃料供給圧を高い精度で求めることができ、結果的に精度の高い噴射率の幾何学的図形を求めることができる。

最良の形態１の燃料噴射装置の制御装置は、「インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「要求噴射量Ｑに直接的または間接的に対応した面積を持つリフト量の幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備えるものであり、リフト量の幾何学的図形を求める際、ニードルが上昇を開始してからニードルが下降を開始するまでのニードルのリフト量変化を、ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１と、この第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から、制御室の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２と、この第２上昇期間Ｔｑｒ２の終了後から、ニードルが下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３とに分けて、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３毎にニードルのリフト量変化を物理式によって求めるものである。

最良の形態２の燃料噴射装置の制御装置は、「インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「要求噴射量Ｑに直接的または間接的に対応した面積を持つリフト量の幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備えるものであり、インジェクタの駆動信号停止から、インジェクタの噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、駆動信号停止から、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始してから、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分け、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出するものである。

最良の形態３の燃料噴射装置の制御装置は、「インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「要求噴射量Ｑに直接的または間接的に対応した面積を持つリフト量の幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備えるものであり、リフト量の幾何学的図形を求める際、ニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 のニードルのリフト量変化を、下降波形算出用１次式で近似して求めるものである。

最良の形態４の燃料噴射装置の制御装置は、「インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ噴射率の幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備えるものであり、噴射率の幾何学的図形を求める際、ニードルが上昇を開始してからニードルが下降を開始するまでの噴射率変化を、ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１と、この第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から、制御室の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２と、この第２上昇期間Ｔｑｒ２の終了後から、ニードルが下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３とに分けて、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３毎に噴射率変化を物理式によって求めるものである。

最良の形態５の燃料噴射装置の制御装置は、「インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ噴射率の幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備えるものであり、インジェクタの駆動信号停止から、インジェクタの噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、駆動信号停止から、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始してから、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、制御室の圧力が閉弁圧に達してニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分け、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出するものである。

最良の形態６の燃料噴射装置の制御装置は、「インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ噴射率の幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備えるものであり、噴射率の幾何学的図形を求める際、ニードルが下降を開始してから、ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 の噴射率変化を、下降波形算出用１次式で近似して求めるものである。

本発明をコモンレール式燃料噴射装置に適用した実施例１を図１〜図８を参照して説明する。
（実施例１の構成）
コモンレール式燃料噴射装置の構成を図２を参照して説明する。
コモンレール式燃料噴射装置は、例えばディーゼルエンジン（以下、エンジン）１に燃料噴射を行うシステムであり、コモンレール２、インジェクタ３、サプライポンプ４、ＥＣＵ５（エンジン・コントロール・ユニットの略：制御装置に相当する）等から構成される。
エンジン１は、吸入・圧縮・爆発・排気の各工程を連続して行う気筒を複数備えたものであり、図２では一例として４気筒エンジンを例に示すが、他の気筒数のエンジンであっても良い。

コモンレール２は、インジェクタ３に供給する高圧燃料を蓄圧する蓄圧容器であり、高圧に加圧されたコモンレール圧（インジェクタ３への燃料供給圧に相当する）Ｐｃが蓄圧されるように燃料配管（高圧燃料流路）６を介して高圧燃料を圧送するサプライポンプ４の吐出口と接続されている。
なお、インジェクタ３からのリーク燃料は、リーク配管（燃料還流路）７を経て燃料タンク８に戻される。
また、コモンレール２から燃料タンク８へのリリーフ配管（燃料還流路）９には、プレッシャリミッタ１１が取り付けられている。このプレッシャリミッタ１１は圧力安全弁であり、コモンレール２内の燃料圧が限界設定圧を超えた際に開弁して、コモンレール２の燃料圧を限界設定圧以下に抑える。

インジェクタ３は、エンジン１の各気筒毎に搭載されて燃料を各気筒内に噴射供給するものであり、コモンレール２より分岐する複数の高圧燃料配管１０の下流端に接続されて、コモンレール２に蓄圧された高圧燃料を各気筒に噴射供給する。なお、インジェクタ３の詳細は後述する。

サプライポンプ４は、コモンレール２へ高圧燃料を圧送する燃料ポンプであり、燃料タンク８内の燃料をサプライポンプ４へ吸引するフィードポンプと、このフィードポンプによって吸い上げられた燃料を高圧に圧縮してコモンレール２へ圧送する高圧ポンプとを搭載しており、フィードポンプおよび高圧ポンプは共通のカムシャフト１２によって駆動される。なお、このカムシャフト１２は、エンジン１のクランク軸１３等によって回転駆動されるものである。
また、サプライポンプ４には、高圧ポンプに吸引される燃料の量を調整するポンプ制御弁（図示しない）が搭載されており、このポンプ制御弁がＥＣＵ５によって調整されることにより、コモンレール圧Ｐｃが調整されるようになっている。

ＥＣＵ５には、制御処理、演算処理を行うＣＰＵ、各種プログラムおよびデータを保存する記憶装置（ＲＯＭ、スタンバイＲＡＭまたはＥＥＰＲＯＭ、ＲＡＭ等のメモリ）、入力回路、出力回路、電源回路、インジェクタ駆動回路およびポンプ駆動回路等の機能を含んで構成されている周知構造のマイクロコンピュータが設けられている。そして、ＥＣＵ５に読み込まれたセンサ類の信号（エンジンパラメータ：乗員の運転状態、エンジン１の運転状態等に応じた信号）に基づいて各種の演算処理を行うようになっている。
なお、ＥＣＵ５に接続されるセンサ類には、アクセル開度を検出するアクセルセンサ２１、エンジン回転数を検出する回転数センサ２２、エンジン１の冷却水温度を検出する水温センサ２３、コモンレール圧Ｐｃを検出するコモンレール圧センサ２４（燃料供給圧センサに相当する）、およびその他のセンサ類２５がある。

（インジェクタ３の構造説明）
次に、インジェクタ３の基本構造を図３、図４を参照して説明する。
インジェクタ３は、コモンレール２から供給される高圧燃料をエンジン１の気筒内に噴射するものであり、コモンレール圧Ｐｃが流入通路３１（インオリフィスが配置された燃料通路）を介して与えられるとともに、排出通路３２（アウトオリフィスが配置された燃料通路）を介して排圧される制御室３３を具備し、排出通路３２を電磁弁３４（電動弁の一例）によって開閉して、制御室圧力（制御室３３内の圧力）Ｐｃｃが開弁圧力Ｐｏｐｎに低下するとニードル３５が上昇して燃料を噴射するノズル３６を有する。

インジェクタ３のハウジング３７（例えば、ノズルホルダ）には、コマンドピストン３８を上下方向（ニードル３５の開閉弁方向）に摺動自在に支持するシリンダ４１、コモンレール２から供給された高圧燃料をノズル３６側および流入通路３１側へ導く高圧燃料通路４２、および高圧燃料を低圧側へ排出する排圧燃料通路４３等が形成されている。

コマンドピストン３８は、シリンダ４１内に挿入され、プレッシャピン４４を介してニードル３５に連接されている。
プレッシャピン４４は、コマンドピストン３８とニードル３５との間に介在され、プレッシャピン４４の周囲には、ニードル３５を下方（閉弁方向）へ付勢するスプリング４５が配置されている。

制御室３３は、シリンダ４１の上側（電磁弁３４側）に形成され、コマンドピストン３８の上下移動に応じて容積が変化する。
流入通路３１は、高圧燃料通路４２から供給される高圧燃料を減圧する入口側の燃料絞りであり、高圧燃料通路４２と制御室３３は流入通路３１を介して連通する。
排出通路３２は、制御室３３の上側に形成され、制御室３３から排圧燃料通路４３（低圧側）に排出される燃料を絞る出口側の燃料絞りであり、制御室３３と排圧燃料通路４３は排出通路３２を介して連通する。

電磁弁３４は、通電（ON）されると電磁力を発生するソレノイド４６と、このソレノイド４６の発生する電磁力によって上方（開弁方向）へ吸引されるバルブ４７と、バルブ４７を下方（閉弁方向）へ付勢するリターンスプリング４８とを備える。
例えば、バルブ４７は排出通路３２を開閉するボール弁４７ａ（符号、図４参照）を備えるものであり、ソレノイド４６がOFF の状態では、リターンスプリング４８の付勢力によってバルブ４７が下方に押し付けられ、ボール弁４７ａが排出通路３２を塞ぐ。ソレノイド４６がONの状態では、リターンスプリング４８の付勢力に抗してバルブ４７が上方に移動し、ボール弁４７ａが着座面から上方へリフトして排出通路３２が開かれる。

インジェクタ３のハウジング３７（例えば、ノズルボディ）には、ニードル３５を上下方向（開閉方向）へ摺動自在に支持する摺動孔５１と、高圧燃料通路４２に連通しており、ニードル３５の外周に環状に設けられたノズル室５２と、ニードル３５が閉弁時に着座する円錐状の弁座５３と、高圧燃料を噴射するための複数の噴孔５４とが形成されている。この噴孔５４は、ニードル３５と弁座５３とが着座時に当接する着座シート５５（符号、図４参照）のシート径Ｄｎｓより内側に穿設されている。

ニードル３５は、摺動孔５１に保持される摺動軸部３５ａと、この摺動軸部３５ａの下部に形成される受圧面３５ｂと、この受圧面３５ｂより下方へ伸びる小径軸状のシャフト３５ｃと、弁座５３に着座および離座して噴孔５４を開閉する円錐弁３５ｄとから構成され、摺動軸部３５ａがノズル室５２と低圧側（プレッシャピン４４の周囲）との間をシールしながら軸方向へ往復動可能に設けられている。

ニードル３５の先端の円錐弁３５ｄは、上側の円錐台部と下側の円錐先端部とから構成され、その境界部に着座シート５５が形成される。円錐台部の広がり角度は、弁座５３の広がり角度より小さいものであり、円錐先端部の広がり角度は、弁座５３の広がり角度より大きいものである。
つまり、円錐弁３５ｄが弁座５３に着座する際は、円錐弁３５ｄの着座シート５５が弁座５３に当接してノズル室５２と噴孔５４との連通を遮断するものである。

（インジェクタ３の作動原理の説明）
次に、インジェクタ３の作動の基本原理を図５、図６を参照して説明する。
ＥＣＵ５より電磁弁３４に駆動パルスが与えられると（駆動信号発生）、ソレノイド４６がバルブ４７を吸引し、そのバルブ４７（図中、２ＷＶリフト）がリフトアップを開始すると、排出通路３２が開いて、流入通路３１で減圧された制御室３３の圧力が低下を開始する。
制御室３３の圧力が開弁圧力Ｐｏｐｎ以下に低下すると、ニードル３５が上昇を開始する。ニードル３５が弁座５３から離座すると、ノズル室５２と噴孔５４とが連通し、ノズル室５２に供給された高圧燃料が噴孔５４から噴射する（駆動信号発生から噴射開始までの期間を噴射開始遅れ期間Ｔｄｓと称す：この噴射開始遅れ期間Ｔｄｓの算出の詳細は後述する）。

ニードル３５の上昇に従い（ニードル３５の上昇変化をリフト上昇変化Ｌｕｐと称す：このリフト上昇変化Ｌｕｐの算出の詳細は後述する）、噴射率が上昇する（噴射率の上昇を上昇噴射率Ｑｕｐと称す）。この上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達すると、それ以上噴射率は上昇しない（図６参照）。
ここで、インジェクタ３は、最大噴射率Ｑｍａｘに到達後もニードル３５が上昇を続けるフライングニードルタイプである。

ＥＣＵ５より電磁弁３４に与えられている駆動パルスが停止すると（駆動信号停止）、ソレノイド４６がバルブ４７の吸引を停止して、そのバルブ４７がリフトダウンを開始する。そして、電磁弁３４のバルブ４７が排出通路３２を閉じると、制御室３３の圧力が上昇を開始する。制御室３３の圧力が閉弁圧以上まで上昇すると、ニードル３５が下降を開始する（駆動信号停止からニードル３５の下降開始までの期間をリフト下降遅れ期間Ｔｄｅ1 と称し、ニードル３５の上昇開始から下降開始までの期間をニードル上昇期間Ｔｑｒと称し、ニードル３５の下降時において、噴射率の下降を下降噴射率Ｑｄｎと称す）。
ニードル３５が下降して、ニードル３５が弁座５３に着座すると、ノズル室５２と噴孔５４の連通が遮断されて、噴孔５４からの燃料噴射が停止する（ニードル３５の下降変化をリフト下降変化Ｌｄｎと称し、ニードル３５が下降を開始してから噴射停止までを第３遅れ期間Ｔｄｅ2 と称し、駆動信号停止から噴射停止までを噴射終了遅れ期間Ｔｄｅと称す）。

（噴射制御の説明）
次に、ＥＣＵ５による燃料噴射制御について説明する。
この実施例１では、１サイクル中に複数回の燃料噴射（マルチ噴射）を実施し、エンジン振動およびエンジン騒音の防止、排気ガスの浄化、エンジン出力と燃費を高い次元で両立させるものであり、ＥＣＵ５は、燃料の各噴射毎に、ＲＯＭに記憶されたプログラム（マップ等）と、ＲＡＭに読み込まれたエンジンパラメータとに基づいて、現運転状態に応じた要求噴射タイミングと要求噴射量Ｑを求め、その要求噴射タイミングでインジェクタ３から燃料噴射を開始させるとともに、インジェクタ３から要求噴射量Ｑを噴射させるようにインジェクタ３に駆動信号（例えば、駆動パルス）を与えるように設けられている。

この実施例のＥＣＵ５は、（Ａ）要求噴射タイミングでインジェクタ３から燃料噴射を開始させるための「駆動信号発生時期（駆動パルスON時期）」を求める駆動信号発生時期算出手段と、（Ｂ）要求噴射量Ｑが得られるように「駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期（駆動パルスOFF 時期）」を求める駆動信号停止時期算出手段とを備える。
この駆動信号停止時期算出手段は、「要求噴射量Ｑに直接的または間接的に対応した面積を持つリフト量の幾何学的図形」を求め、そのリフト量の幾何学的図形に基づいて駆動信号停止時期を算出するプログラムである。なお、駆動信号発生時期算出手段および駆動信号停止時期算出手段の詳細は後述する。

［（Ａ）駆動信号発生時期算出手段の説明］
ＥＣＵ５は、運転状態に応じて算出された要求噴射タイミング（後述するリフト量の幾何学的図形または噴射率の幾何学的図形の形成開始時点）ａ1 から、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ分だけ前だしして、駆動信号発生時期を求める。即ち、駆動信号発生時期は、ａ1 −Ｔｄｓによって求めるものである。
このように、駆動信号発生時期を、実際にインジェクタ３が燃料噴射を開始する時点から噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ分だけ前だしすることによって、ＥＣＵ５が求めた要求噴射タイミングで噴射を開始できる。

ここで、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓの算出技術について説明する。
駆動信号発生時期算出手段は、インジェクタ３に開弁指示を与えてから（駆動信号発生）、実際にインジェクタ３が燃料噴射を開始するまでの「噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ」を求める。噴射開始遅れ期間Ｔｄｓを求めるプログラムは、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓを、第１、第２、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 、2 、3 に分け、第１、第２、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 、2 、3 をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出し、算出した第１、第２、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 、2 、3 の和によって噴射開始遅れ期間Ｔｄｓを求めるものである。

第１噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 は、電磁弁３４に通電を開始してから（駆動信号発生）、電磁弁３４のバルブ４７が開弁のための移動（上昇）を開始するまでの所要期間である。
第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 は、バルブ４７が開弁のための移動（上昇）を開始してから、バルブ４７が完全に開弁位置に達するまで（バルブ４７の上昇が完了するまで）の所要期間である。
第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 は、バルブ４７が完全に開弁位置に達してから、制御室圧力Ｐｃｃが開弁圧力Ｐｏｐｎに低下するまでの所要期間である。

次に、インジェクタ３の構造を図４に示すように簡易的にモデル化し、モデル化したインジェクタ３の各部の動作所要期間（第１、第２、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 、2 、3 ）を推定する方法を説明する。ここで、第１、第２、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 、2 、3 を算出するにあたり、モデル化した図４のインジェクタ３の各部の演算値（置替値）を説明する。

コモンレール圧：Ｐｃ
制御室圧力：Ｐｃｃ
制御室容積：Ｖｃｃ
流入通路３１を介して制御室３３へ流入する燃料の流入量：Ｑｄｉｎ
排出通路３２を介して制御室３３から流出される燃料の流出量：Ｑｄｏｕｔ
排出通路３２から排出されてボール弁４７ａに排圧を与える面積（ザグリ径）：Ｄｚｇ 排出通路３２から排出されてボール弁４７ａに与える圧力：Ｐｍ
バルブ４７の着座状態から最大リフトまでのリフト量：Ｌ2wv
制御室３３の燃料の圧力によってコマンドピストン３８に与えられる荷重：Ｐｃｃ×コマンドピストン断面積Ｓｃｃ
スプリング４５によってニードル３５に与えられるセット荷重：Ｎｓｐ
ノズル受圧断面積：Ｓｎｓ＝摺動軸部断面積Ｓｎｚ−ノズルシート断面積Ｓｓｅ
ノズルシート断面積：Ｓｓｅ＝π×（シート径Ｄｎｓ／２）²
ノズル室５２の燃料圧力によってニードル３５に与えられる荷重（ニードル３５を開弁側へ押し戻すシート上部反力）：Ｐｃ×Ｓｎｓ
筒内圧（着座シート５５よりも噴孔５４側において外部より受ける圧力）：Ｐｃｙｌ
噴孔５４の外部からニードル３５に与えられる荷重（シート下部反力）：Ｐｃｙｌ×Ｓｓｅ
ノズル反力：Ｐｃ×Ｓｎｓ＋Ｐｃｙｌ×Ｓｓｅ
なお、以下では、圧力Ｐｍ＝０として計算し、ザグリ径Ｄｚｇも考慮しないが、圧力Ｐｍおよびザグリ径Ｄｚｇも考慮して噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ（特に第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 ）の算出精度を高めても良い。

この実施例１では、バルブ４７が完全に開弁位置に達した時における制御室圧力Ｐｃｃを求める際に、インジェクタ３に与えられるコモンレール圧Ｐｃに脈動を考慮した係数を掛けた値を用いる。これによって、バルブ４７が完全に開弁位置に達した時における制御室圧力Ｐｃｃの圧力降下を考慮できるため、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ（特に第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 ）の算出精度を高めることができる。

ノズル反力は、ニードル３５がコモンレール圧Ｐｃを受けてニードル３５を開弁側へ押し戻すシート上部反力と、ニードル３５の着座シート５５よりも噴孔５４側において当該噴孔５４を介して外部より受けるシート下部反力とに分けて算出する。
このようにノズル反力を、シート上部反力とシート下部反力とに分けることで、ノズル反力を求める演算を簡素化することができる。

ここで、シート上部反力を求める際は、脈動を考慮したコモンレール圧Ｐｃを用いる。 また、シート下部反力を求める際は、燃料を噴射するインジェクタ３が取り付けられた筒内圧Ｐｃｙｌを推定し、その推定された筒内圧Ｐｃｙｌを用いる。筒内圧Ｐｃｙｌは、回転数センサ２２によってカウントされるクランク角とインジェクタ３の噴射タイミングに基づいて求めるものであり、前回の燃料噴射の燃焼によって筒内圧Ｐｃｙｌが上昇する場合は、クランク角、インジェクタ３の噴射タイミングの他に、前回の噴射量に基づいて筒内圧Ｐｃｙｌを推定するものである。

なお、ノズル反力を求める際は、コマンドピストン３８とニードル３５の摺動摩擦力をオフセット値として用い、ノズル反力の演算精度を高めるようにしても良い。さらに、コマンドピストン３８とニードル３５の自重（車両搭載時）を考慮し、その自重をオフセット値としてノズル反力の演算に用いて、ノズル反力の演算精度を高めても良い。

（第１噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 の算出）
第１噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 は、インジェクタ３の仕様に応じた係数とするものである。
第１噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 は、駆動信号発生から、電磁弁３４が通電されて、電磁弁３４のバルブ４７が開弁動作を開始するまでの主に電気的な遅れである。これは、コモンレール圧Ｐｃによらず、インジェクタ３の仕様で一定であるため、係数とすることが可能になる。
このように、第１噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 を係数とすることにより、ＥＣＵ５のデータ量および演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

なお、第１噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 を、推定された制御室圧力Ｐｃｃと、排出通路３２の出口径（ザグリ径Ｄｚｇ）と圧力Ｐｍによりボール弁４７ａを開弁方向に加圧する力と、電磁弁３４に与えられる電圧値（例えば、チャージ電圧値）とをパラメータとした式にて求めても良い。
このように設けることにより、各パラメータを的確に第１噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 に反映することができ、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓの算出精度を高めることができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数の低減ができる。

（第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 の算出）
第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 は、バルブ４７が上昇を開始してから最大リフトに達するまでの期間、すなわち、バルブ４７がリフト量Ｌ2wv に達するまでの期間である。この第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 は、コモンレール圧Ｐｃが大きいほど短くなる。そこで、第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 は、コモンレール圧Ｐｃの平方根の逆数に比例する値として求めることができる。
具体的な一例としては次式によって求めることができる。

［数式１］のＫは実験等により求めた係数である。
このように設けることにより、コモンレール圧Ｐｃを的確に第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 に反映することができ、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓの算出精度を高めることができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数の低減ができる。

なお、電磁弁３４のバルブ４７が開弁動作（上昇）を開始してから、完全に開弁するまでの期間（第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 ）は、制御室圧力Ｐｃｃが大きいほど短くなる。そこで、第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 を、推定された制御室圧力Ｐｃｃの平方根の逆数に比例する値として求めても良い。
このように設けることにより、制御室圧力Ｐｃｃを的確に第２噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ2 に反映することができ、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓの算出精度を高めることができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数の低減ができる。

（第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 の算出）
第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 は、電磁弁３４のバルブ４７が完全に開弁位置に達してから、インジェクタ３が噴射を開始するまでの期間であるが、制御室圧力Ｐｃｃの期間変化量Ｐｃｃｄｏｔは次式にて表される。

なお、Ｋｅは実験等で得られる体積弾性係数である。
制御室流入量Ｑｄｉｎおよび制御室流出量Ｑｄｏｕｔは次式によって求めることができる。

そして、上記［数式３、４］を、上記［数式２］に代入し、期間変化量Ｐｃｃｄｏｔをコモンレール圧Ｐｃから開弁圧力Ｐｏｐｎまで積分した値が第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 となる。

しかし、上記積分の演算負荷が非常に大きいため、実際の車両搭載レベルのＥＣＵ５では、上記積分処理を実施するのはソフトウェアの処理負荷的に困難である。
そこで、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を、図７に示すように、バルブ４７が完全に開弁位置に達した時における制御室圧力Ｐｃｃの初期圧力変化率ｄＰｉｎｔと、制御室圧力Ｐｃｃが開弁圧力Ｐｏｐｎに到達した時における制御室圧力Ｐｃｃの開弁時圧力変化率ｄＰｏｐｎとを用いた内分式によって求める。

バルブ４７のリフト開始時は流入量Ｑｄｉｎ＝０であるため、上記［数式２］の関係より初期圧力変化率ｄＰｉｎｔは次の数式で表される。

一方、開弁時圧力変化率ｄＰｏｐｎは次の数式で表される。

なお、上記［数式５、６］では、演算の簡単化のために圧力Ｐｍ＝０とした。また、本来の実現象としては、バルブ４７の完全開弁後の制御室圧力Ｐｃｃを基に考慮するべきであるが、演算の簡単化のために初期圧力（コモンレール圧Ｐｃ）から変化するものとした。しかし、圧力Ｐｍ、バルブ４７の完全開弁後の制御室圧力Ｐｃｃを基に初期圧力変化率ｄＰｉｎｔ、開弁時圧力変化率ｄＰｏｐｎを求めても良い。

このように第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を、初期圧力変化率ｄＰｉｎｔと、開弁時圧力変化率ｄＰｏｐｎとを用いた内分式によって求めることにより、リアルタイムで積分処理を実施しなくても第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を求めることができ、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 の処理負荷を大幅に低減できるようになり実際の車両搭載レベルのＥＣＵ５で第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を容易に求めることができる。

初期圧力変化率ｄＰｉｎｔのまま、初期圧力（コモンレール圧Ｐｃ）から開弁圧力Ｐｏｐｎまで到達する最短到達期間Ｔｏｐｎ0 は、次の数式で表される。

開弁時圧力変化率ｄＰｏｐｎのまま、初期圧力（コモンレール圧Ｐｃ）から開弁圧力Ｐｏｐｎまで到達する最長到達期間Ｔｏｐｎ1 は、次の数式で表される。

第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 は、図７に示されるように、最短到達期間Ｔｏｐｎ0 と最長到達期間Ｔｏｐｎ1 の間に必ず存在する。即ち、最短到達期間Ｔｏｐｎ0 と最長到達期間Ｔｏｐｎ1 に対する内分比Ｋｉｐが判れば、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を求めることができる。
即ち、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 ＝制御室圧力降下期間Ｔｏｐｎとした場合、制御室圧力降下期間Ｔｏｐｎは、次の数式で表される。

（内分比の算出方法）
次に、内分比Ｋｉｐを求める方法を説明する。
電磁弁３４のバルブ４７が上昇を開始すると、制御室３３からの燃料の流出により、制御室圧力Ｐｃｃは降下する。そして、コマンドピストン３８とニードル３５を下側（閉弁側）に押す力と、上側（開弁側）に押す力が釣り合った時、コマンドピストン３８とニードル３５は上昇を開始する。この時の制御室圧力Ｐｃｃを開弁圧力Ｐｏｐｎとしている。 ここで、開弁圧力Ｐｏｐｎの最小値を考えると、排出通路３２を介して排出される燃料流出による制御室圧力Ｐｃｃの圧力降下は、流出量Ｑｄｏｕｔ＞流入量Ｑｄｉｎの関係が成立している場合にのみ発生する。これは、コマンドピストン３８の静止時で流出量Ｑｄｏｕｔ＜流入量Ｑｄｉｎの関係が成立している場合には、制御室容積Ｖｃｃは一定であるため、制御室圧力Ｐｃｃが上昇するためである。
よって、開弁圧力Ｐｏｐｎは、初期圧力（コモンレール圧Ｐｃ）と釣り合い圧力Ｐｉｎｆの間に存在するものである。

開弁圧力Ｐｏｐｎの最小値を釣り合い圧力Ｐｉｎｆとした場合、次式の関係が成り立つ。

この［数式１０］から釣り合い圧力Ｐｉｎｆは、次式で求められる。

一方、開弁圧力Ｐｏｐｎは、制御室圧力Ｐｃｃとスプリング４５のセット荷重Ｎｓｐによってコマンドピストン３８およびノズル３６を閉弁側へ押圧するノズル押圧力と、コマンドピストン３８およびノズル３６を開弁側へ押し戻すノズル反力との静的な力の釣り合い条件を用いて表されるものであり、次式の関係が成り立つ。

この［数式１２］から開弁圧力Ｐｏｐｎは、次式で求められる。

釣り合い圧力Ｐｉｎｆを基に、各圧力水準にて正規化した正規化圧力Ｐｓｔｄを次式とする。

すると、正規化圧力Ｐｓｔｄと、内分比Ｋｉｐとは、図８に示す特性を有する。
即ち、上記［数式１１、１３、１４］から正規化圧力Ｐｓｔｄを求め、その正規化圧力Ｐｓｔｄに対する内分比Ｋｉｐを求めると、上記［数式９］に基づいて制御室圧力降下期間Ｔｏｐｎ、即ち、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を求めることができる。

正規化圧力Ｐｓｔｄに対する内分比Ｋｉｐの関係は、マップで持たせても良いが、ＥＣＵ５のデータ量が多くなってしまう。そこでこの実施例では、正規化圧力Ｐｓｔｄに対する内分比Ｋｉｐの関係（図８中の実線Ａ参照）を、３次式などの多項式の近似式（図８中の一点鎖線Ｂ参照）で近似させ、その近似式をデータとしてＥＣＵ５に持たせている（図８中、実線Ａと一点鎖線Ｂの判別が困難なのは近似しているためである）。
このように、この実施例１では、正規化圧力Ｐｓｔｄに対応した値として内分比Ｋｉｐを求める際、内分比Ｋｉｐを多項式の近似式として用いている。多項式にすることによって、内分比Ｋｉｐの近似精度を高めることができる。また、内分比Ｋｉｐを多項式の近似式で求めるため、内分比Ｋｉｐをマップで持たせる場合に比較してＥＣＵ５の記憶装置に書き込むデータ量を削減できる。

次に、上記で求められた第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 の補正について説明する。
ＥＣＵ５は、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を求める際に、今回の噴射時においてバルブ４７が開弁位置に達した時が、前回の噴射時においてバルブ４７が閉弁位置に達した時から所定期間以内の場合に、前回の噴射時においてバルブ４７が閉弁位置に達した時に近いほど、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 を短くするコマンドピストン伸縮補正を実施する。
このコマンドピストン伸縮補正によって、コマンドピストン３８の伸縮（前回の噴射時に制御室３３の圧力が下がることによりコマンドピストン３８が一旦伸び、噴射終了時に制御室３３に印加される高圧燃料によってコマンドピストン３８が再び縮むことによる伸縮）による第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 の変動をなくすことができ、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ3 の算出精度を高めることができる。

ＥＣＵ５は、以上で説明したように、各噴射毎に第１、第２、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 、2 、3 を加算して、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓを求めるものである。このように、第１、第２、第３噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ1 、2 、3 における各部の応答を簡易的な式等にて模擬し、各部の応答の所要期間を個別に求めるものであるため、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓを算出するにあたり、従来のような膨大な適合データを必要としない。
これによって、ＥＣＵ５の記憶装置に書き込むデータ量を低減することができる。また、インジェクタ３の仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

［（Ｂ）駆動信号停止時期算出手段の説明：実施例１の特徴］
ＥＣＵ５は、要求噴射量Ｑに直接的または間接的に対応した面積を持つリフト量の幾何学的図形を求め（噴射モデル算出手段の機能）、そのリフト量の幾何学的図形に基づいて駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を算出するモデル噴射制御を実施する。
モデル噴射制御について説明する。
ＥＣＵ５は、インジェクタ３から要求噴射量Ｑを正確に噴射させるための駆動信号停止時期を算出するために、要求噴射量Ｑ（噴射率の幾何学的図形の面積に対応した値）に対応した面積を持つリフト量の幾何学的図形（時間軸とニードル３５のリフト波形による図形）を求め、このリフト量の幾何学的図形に基づいて駆動信号停止時期を算出するものである。なお、リフト量の幾何学的図形は、インジェクタ３に供給されるコモンレール圧Ｐｃおよびインジェクタ３の仕様の条件に基づいて描かれるものである。

具体的にこの実施例では、駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆを求めることで、駆動信号停止時期を算出している。
インジェクタ駆動期間Ｔｑｆの算出方法は、（１）ニードル３５のリフト波形を算出し、（２）リフト量の幾何学的図形の面積を算出し、（３）目標噴射量Ｑとリフト量の幾何学的図形との関係から、インジェクタ駆動期間Ｔｑｆを求める。

ここで、上記（２）における「リフト量の幾何学的図形の面積」の算出について説明する。
「噴射率の幾何学的図形」と「リフト量の幾何学的図形」には次の関係がある。
（上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達しない場合）
インジェクタ３の作動で説明したように、上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達しない場合（例えば小噴射時）では、図５に示すように、時間軸と噴射率（上昇噴射率Ｑｕｐと下降噴射率Ｑｄｎ）によって略三角形（正確に三角形ではない）を呈した噴射率の幾何学的図形が描かれる。
このとき、時間軸とリフト量（リフト上昇変化Ｌｕｐとリフト下降変化Ｌｄｎ）によって略三角形（正確に三角形ではない）を呈したリフト量の幾何学的図形が描かれる。
このリフト量の幾何学的図形は、噴射率の幾何学的図形と底辺が同じであるため、リフト量の幾何学的図形と、噴射率の幾何学的図形とは、高さ方向に比例した図形になる。
この結果、「リフト量の幾何学的図形の面積」と「噴射率の幾何学的図形の面積」は、比例した関係になり、「噴射率の幾何学的図形の面積」は噴射量に対応しているため、噴射量と「リフト量の幾何学的図形の面積」は直接的に対応した関係になる。

（上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達する場合）
一方、上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達する場合（例えば大噴射時）では、図６に示すように、時間軸と噴射率（上昇噴射率Ｑｕｐと最大噴射率Ｑｍａｘと下降噴射率Ｑｄｎ）によって略台形（正確に台形ではない）を呈した噴射率の幾何学的図形が描かれる。
このとき、時間軸とリフト量（リフト上昇変化Ｌｕｐとリフト下降変化Ｌｄｎ）によって略三角形（正確に三角形ではない）を呈したリフト量の幾何学的図形が描かれる。ここで、最大噴射率Ｑｍａｘは噴孔流量で決まるため、最大噴射率Ｑｍａｘに到達するニードル３５のリフト量はインジェクタ３の仕様で決定されるものであり、最大噴射率Ｑｍａｘに到達する際のニードル３５のリフト量は予め予測される。このため、最大噴射率Ｑｍａｘに到達する際のニードル３５のリフト量を最大噴射率予想リフト量Ｌｍａｘとすると、時間軸と「リフト上昇変化Ｌｕｐと最大噴射率予想リフト量Ｌｍａｘとリフト下降変化Ｌｄｎ」によって略台形（正確に台形ではない）を呈した「仮想リフト量の幾何学的図形」が描かれる。
この仮想リフト量の幾何学的図形は、噴射率の幾何学的図形と底辺と上辺が同じであるため、仮想リフト量の幾何学的図形と、噴射率の幾何学的図形とは、高さ方向に比例した図形になる。
「仮想リフト量の幾何学的図形の面積」と「噴射率の幾何学的図形の面積」は、比例した関係になり、仮想リフト量の幾何学的図形は「リフト量の幾何学的図形」と「最大噴射率予想リフト量Ｌｍａｘ」を用いて形成できるのであり、「噴射率の幾何学的図形の面積」は噴射量に対応しているため、噴射量と「リフト量の幾何学的図形の面積」は間接的に対応した関係となる。

次に、上記（３）における「インジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」の算出例について説明する。
上述したように、噴射率が最大噴射率Ｑｍａｘに到達しない場合は、リフト量の幾何学的図形の面積は直接的に噴射量と比例関係にあるため、要求噴射量Ｑに対して所定比率で対応した面積のリフト量の幾何学的図形を求め、ニードル３５が下降を開始する時点（ニードル上昇期間Ｔｑｒの終了時：最大上昇リフト）から、リフト下降遅れ期間Ｔｄｅ1 分を差し引くことで、駆動信号停止時期を求める。
また、噴射率が最大噴射率Ｑｍａｘに到達する場合は、最大噴射率予想リフト量Ｌｍａｘを用いた仮想リフト量の幾何学的図形の面積が噴射量と比例関係になるため、要求噴射量Ｑに対して所定比率で対応した面積の仮想リフト量の幾何学的図形を求め、その時の仮想でないリフト量の幾何学的図形のニードル３５が下降を開始する時点（ニードル上昇期間Ｔｑｒの終了時）から、リフト下降遅れ期間Ｔｄｅ1 分を差し引くことで、駆動信号停止時期を求める。

即ち、インジェクタ駆動期間Ｔｑｆは、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ分にニードル上昇期間Ｔｑｒ分を加え、リフト下降遅れ期間Ｔｄｅ1 分を差し引くことで求められるものである（Ｔｑｆ＝Ｔｄｓ＋Ｔｑｒ−Ｔｄｅ1 ）。
このように、駆動信号停止時期（またはインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ）を求めることにより、ＥＣＵ５で求めた要求噴射量Ｑをインジェクタ３から実際に噴射することができる。
なお、この実施例１では、駆動信号停止時期をインジェクタ駆動期間Ｔｑｆで求めた例を示したが、制御室３３の圧力が閉弁圧に達する時点ａ2 からリフト下降遅れ期間Ｔｄｅ1 分だけ前だしするだけで、駆動信号停止時期を求めても良い。即ち、駆動信号停止時期を、ａ2 −Ｔｄｅ1 によって求めても良い。
また、時間軸に対する噴射率の幾何学的図形の形成終了時点ａ3 から、リフト下降遅れ期間Ｔｄｅ1 分と第３遅れ期間Ｔｄｅ2 分を前だしすることで、駆動信号停止時期を求めても良い。即ち、駆動信号停止時期を、ａ3 −Ｔｄｅ1 −Ｔｄｅ2 によって求めても良い。

次に、上記（１）における「ニードル３５のリフト波形」の算出例について説明する。 ニードル３５のリフト波形は、リフト上昇変化Ｌｕｐとリフト下降変化Ｌｄｎによって描かれる。
（リフト上昇変化Ｌｕｐの算出例）
リフト上昇変化Ｌｕｐは、ニードル３５が上昇を開始してからニードル３５が下降を開始するまでのニードル３５のリフト量変化であり、図１に示すように、ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１（初期上昇期間）と、第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から制御室３３の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２（２次上昇期間）と、第２上昇期間の終了後からニードル３５が下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３（定速上昇期間）とに分けて、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３のそれぞれのニードル３５のリフト量変化を、それぞれ所定の物理式を用いて算出することで、リフト上昇変化Ｌｕｐ（リフト上昇時の変化量の波形）を描くものである。

（第１上昇期間Ｔｑｒ１のニードル３５のリフト波形の算出例）
第１上昇期間Ｔｑｒ１は、ニードル３５が弁座５３から離座した瞬間であり、この時ニードル３５は定速上昇すると考え、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードル３５のリフト量変化をニードル３５の上昇速度Ｌｄ１（リフト初期上昇速度）による第１上昇波形算出用１次式で近似して求める。
このように、第１上昇期間Ｔｑｒ１のニードル３５のリフト量変化（リフト波形）を第１上昇波形算出用１次式で求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

ニードル３５の上昇速度Ｌｄ１を求める第１上昇波形算出用１次式は、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆおよびニードル３５のシート径Ｄｎｓを計算値として用いる。
具体的な一例として、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードル３５の上昇速度Ｌｄ１は次式によって求めることができる。

［数式１５］のＫ１、Ｋ２は実験等により求めた係数である。また、Ｄｎｓは上述したようにシート径であり、Ｑｆｆはインジェクタ３の噴孔５４からの噴射量（噴孔流量）であり、Ｑ０は基準の噴孔流量である。
噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室５２の圧力）のドロップが大きくなってニードル３５の上昇速度Ｌｄ１が低下することを第１上昇波形算出用１次式に反映することができるとともに、シート径Ｄｎｓが大きくなるとニードル上昇開始直後（開弁直後）におけるニードル３５の上向き力が大きくなってニードル３５の上昇速度Ｌｄ１が増加することを第１上昇波形算出用１次式に反映することができ、精度の高いニードル３５のリフト波形を求めることができる。

また、［数式１５］における係数Ｋ１は、インジェクタ３に高圧燃料を供給する高圧燃料配管（コモンレール２、高圧燃料配管１０、インジェクタ３内の燃料通路）に生じる管内脈動を考慮した値である。
このように、シート径Ｄｎｓに加わる上向きの力に管内脈動を考慮できるため、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができる。

さらに、［数式１５］における係数Ｋ１は、制御室３３内に生じる制御室内脈動を考慮した値である。
このように、シート径Ｄｎｓに加わる上向きの力に制御室内脈動を考慮できるため、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができる。

（第３上昇期間Ｔｑｒ３のニードル３５のリフト波形の算出例）
第３上昇期間Ｔｑｒ３は、一定の噴射圧（ノズル室圧）のもと、ニードル３５が定速上昇すると考え、第３上昇期間Ｔｑｒ３におけるニードル３５のリフト量変化をニードル３５の上昇速度Ｌｄ３（リフト定速上昇速度）による第３上昇波形算出用１次式で近似して求める。
このように、第３上昇期間Ｔｑｒ３のニードル３５のリフト量変化（リフト波形）を第３上昇波形算出用１次式で求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

この第３上昇波形算出用１次式は、制御室３３の圧力とノズル室５２の圧力とが釣り合った状態でニードル３５が定速上昇すると仮定した式とする。また、第３上昇波形算出用１次式は、制御室３３の圧力が一定に保たれた状態で、制御室３３の流入出量の差分だけ制御室３３の容積が狭くなると仮定した式とする。
これにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

ニードル３５の上昇速度Ｌｄ３を求める第３上昇波形算出用１次式は、ノズル室５２の圧力Ｐｉｎｊとして、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いるものである。
具体的な一例として、第３上昇期間Ｔｑｒ３におけるノズル室５２の圧力Ｐｉｎｊは次式によって求めることができる。

［数式１６］のＫは実験等により求めた係数である。また、Ｑｆｆはインジェクタ３の噴孔流量であり、Ｑ０は基準の噴孔流量である。
即ち、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室５２の圧力）のドロップが大きくなってニードル３５の上昇速度Ｌｄ３が低下することを第３上昇波形算出用１次式に反映することができ、精度の高いニードル３５のリフト波形を求めることができる。

（第２上昇期間Ｔｑｒ２のニードル３５のリフト波形の算出例）
第２上昇期間Ｔｑｒ２は、定速上昇すると仮定した第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了時から、定速上昇すると仮定した第３上昇期間Ｔｑｒ３の開始時までの期間であり、ニードル３５のリフト波形は図１に示すように、２次曲線に近似した波形を呈する。
そこで、第２上昇期間Ｔｑｒ２は、ニードル３５が２次曲線を描いて上昇すると仮定し、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードル３５の上昇速度Ｌｄ２（リフト２次上昇速度）を第２上昇波形算出用２次式で近似して求める。
このように、第２上昇期間Ｔｑｒ２のニードル３５のリフト量変化（リフト波形）を第２上昇波形算出用２次式で求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

第２上昇波形算出用２次式の係数は、第２上昇期間Ｔｑｒ２の両端におけるニードル３５の上昇速度Ｌｄ１、Ｌｄ３の傾きと、第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了時におけるニードル３５のリフト位置Ｌｍ１と、第３上昇期間Ｔｑｒ３の開始時におけるニードル３５のリフト位置Ｌｍ２との連立方程式によって求める。
第２上昇波形算出用２次式は、ノズル室５２の圧力降下の影響によるニードル３５の初期速度変化を補正するための補正係数を備える。
このように、ノズル室５２の圧力降下を考慮してニードル３５の初期速度変化を求めるため、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができる。

また、初期速度変化を補正するための補正係数は、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆ、ニードル３５のシート径Ｄｎｓおよびインジェクタ３のサック室５６の容積を用いて算出する。
このように、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆ、ニードル３５のシート径Ｄｎｓおよびインジェクタ３のサック室５６の容積を考慮してニードル３５の初期速度変化を求めるため、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができ、精度の高いニードル３５のリフト波形を求めることができる。

以上で示したように、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３のそれぞれにおいて、ニードル３５のリフト用変化を算出することで、リフト上昇変化Ｌｕｐ（リフト上昇時の変化量の波形）を描くことができる。

（リフト下降変化Ｌｄｎの算出例）
リフト下降変化Ｌｄｎは、ニードル３５が下降を開始してから、ニードル３５が弁座５３に着座するまでのニードル３５のリフト量変化であり、その期間（第３遅れ期間Ｔｄｅ2 ：下降期間）におけるニードル３５のリフト用変化を所定の物理式を用いて算出して、リフト下降変化Ｌｄｎ（リフト下降時の変化量の波形）を描くものである。
なお、この実施例では、駆動信号停止からインジェクタ３の噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、駆動信号停止から電磁弁３４のバルブ４７が閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、電磁弁３４のバルブ４７が閉弁のための移動を開始してから、制御室３３の圧力が閉弁圧に達してニードル３５が下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、制御室３３の圧力が閉弁圧に達してニードル３５が下降を開始してから、ニードル３５の下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分けて説明するものである。

第３遅れ期間Ｔｄｅ２のニードル波形は、上述した第３上昇期間Ｔｑｒ３と同様、一定の噴射圧（ノズル室圧）のもと、ニードル３５が定速下降すると考え、第３遅れ期間Ｔｄｅ２におけるニードル３５のリフト量変化をニードル３５の下降速度Ｌｄ４による下降波形算出用１次式で近似して求める。
このように、第３遅れ期間Ｔｄｅ２のニードル３５のリフト量変化（リフト波形）を下降波形算出用１次式で求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

この下降波形算出用１次式は、制御室３３の圧力とノズル室５２の圧力とが釣り合った状態でニードル３５が定速下降すると仮定した式とする。また、下降波形算出用１次式は、制御室３３の圧力が一定に保たれた状態で、制御室３３の流入出量の差分だけ制御室３３の容積が広くなると仮定した式とする。
これにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

ニードル３５の下降速度Ｌｄ４を求める下降波形算出用１次式は、ノズル室５２の圧力Ｐｉｎｊとして、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いるものである。
具体的な一例として、第３上昇期間Ｔｑｒ３におけるノズル室５２の圧力Ｐｉｎｊは次式によって求めることができる。

［数式１７］は、上述した［数式１６］と同じ式であり、［数式１７］のＫは実験等により求めた係数である。また、Ｑｆｆはインジェクタ３の噴孔流量であり、Ｑ０は基準の噴孔流量である。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室５２の圧力）のドロップが大きくなってニードル３５の下降速度が増すことを下降波形算出用１次式に反映することができ、精度の高いニードル３５のリフト波形を求めることができる。

上述した演算を実行することにより、リフト上昇変化Ｌｕｐとリフト下降変化Ｌｄｎを描くことができ、インジェクタ３の開弁から閉弁までのニードル３５のリフト波形が描かれ、リフト量の幾何学的図形を算出できる。
なお、この実施例では、第２上昇期間Ｔｑｒ２のリフト波形を第２上昇波形算出用２次式で近似することによりリフト量の幾何学的図形を求めるため、要求噴射量Ｑは噴射期間（インジェクタ３が実際に燃料を噴射する期間：リフト上昇変化Ｌｕｐとリフト下降変化Ｌｄｎの期間）の４次式で表されることになるが、この実施例では４次式を用いずに収束計算を用いて要求噴射量Ｑから噴射期間を求めるものである。
このように、４次式となる計算を収束計算で求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。

上述したように、この実施例では、駆動信号停止からインジェクタ３の噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、駆動信号停止から電磁弁３４のバルブ４７が閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、電磁弁３４のバルブ４７が閉弁のための移動を開始してから制御室３３の圧力が閉弁圧に達してニードル３５が下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、制御室３３の圧力が閉弁圧に達してニードル３５が下降を開始してからニードル３５の下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分けている。
そして、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出する。なお、第３遅れ期間Ｔｄｅ３は、上述したリフト下降変化Ｌｄｎの算出結果によって求められるものである。

このように、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２の各部を簡易的な式にて模擬し、各部の応答の所要時間を個別に演算するものであるため、ＥＣＵ５のデータ量を低減することができるとともに、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。
また、インジェクタ３の仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

この実施例では、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いる。
第１遅れ期間Ｔｄｅ１’は、駆動信号停止から電動弁の通電が停止されて、電磁弁３４のバルブ４７が閉弁動作を開始するまでの主に電気的な遅れである。これは、コモンレール圧Ｐｃによらず、インジェクタ３の仕様で一定であるため、定数とすることが可能である。
一方、第２遅れ期間Ｔｄｅ１”は、制御室３３の圧力低下に関する期間であるが、一定値としても演算精度にあまり影響を与えない。
このため、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いても、演算精度にあまり影響を与えない。
このように、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いることにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

（コモンレール圧Ｐｃの補足説明）
上記で説明した各演算において、コモンレール圧Ｐｃ（燃料供給圧）を用いる場合、マルチ噴射における２段目以降のコモンレール圧Ｐｃとして、１段目の噴射開始時のコモンレール圧センサ２４（燃料供給圧センサ）の入力値（コモンレール圧Ｐｃ）をベースとし、前噴射による圧力降下分ｄＰを噴射毎に差し引いた値を予測圧力として用いる。
具体的な一例として、圧力降下分ｄＰは次式によって求めることができる。

［数式１８］のｄＱは前段における噴射量であり、Ｖは噴孔５４に至る高圧部の体積であり、Ｅはその体積の弾性係数である。
マルチ噴射における２段目以降は、コモンレール圧センサ２４の入力値に圧力脈動の影響によって検出誤差が生じるが、１段目の噴射開始時のコモンレール圧センサ２４のコモンレール圧Ｐｃから、前噴射の圧力降下分ｄＰを噴射毎に順次差し引いてコモンレール圧Ｐｃを予測することにより、インジェクタ３に作用するコモンレール圧Ｐｃ（燃料供給圧）を誤差なく高い精度で求めることができ、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

（圧力脈動の補足説明）
上記で説明した各演算において、マルチ噴射における２段目以降でコモンレール圧Ｐｃに生じる脈動を考慮する際、脈動の影響を直前の噴射終了から所定位相θ分ずらした脈動起点を用いて計算するとともに、３段目以降では、直前の噴射に生じる脈動とともに１段目で生じた脈動の影響も考慮する。
これによって、コモンレール圧Ｐｃを高い精度で求めることができ、結果的に精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

（実施例１の効果）
この実施例１に示すコモンレール式燃料噴射装置は、ＥＣＵ５においてリフト量の幾何学的図形を求める際、ニードル３５が上昇を開始してからニードル３５が下降を開始するまでのニードル３５のリフト量変化を、ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１と、第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から制御室３３の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２と、第２上昇期間の終了後からニードル３５が下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３とに分け、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３毎に、１次式または２次式よりなる物理式によって求める。このように、第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３におけるニードル３５のリフト量変化（リフト上昇変化Ｌｕｐ）を、それぞれ演算が容易な１次式または２次式よりなる物理式にて模擬して求めることで、ＥＣＵ５に大きな演算負荷をかけずに精度の高いリフト上昇変化Ｌｕｐを求めることができる。
また、ニードル３５が下降を開始してから、ニードル３５が弁座５３に着座するまでのニードル３５のリフト量変化（リフト下降変化Ｌｄｎ）も、１次式よりなる物理式にて模擬して求めることにより、高い精度のリフト量の幾何学的図形（ニードル３５のリフト波形）を描くことができ、結果的に精度の高いインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めることができる。

また、インジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めるにあたり、従来のような基本駆動期間を補正する補正マップを必要としないため、マルチ噴射の噴射段数が増加した際の適合工数を削減できる。これによって、ＥＣＵ５に過度な処理負荷をかけることなく精度の高いインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を求めることができる。
さらに、インジェクタ３の仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

この実施例１では、第１上昇期間Ｔｑｒ１においてニードル３５が定速上昇すると考え、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードル３５のリフト量変化を第１上昇波形算出用１次式で近似して求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。
第１上昇波形算出用１次式として、［数式１５］で示したように、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆおよびニードル３５のシート径Ｄｎｓを計算値として用いる。
これによって、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室５２の圧力）のドロップが大きくなってニードル３５の上昇速度Ｌｄ１が低下することを第１上昇波形算出用１次式に反映することができるとともに、シート径Ｄｎｓが大きくなるとニードル上昇開始直後（開弁直後）におけるニードル３５の上向き力が大きくなってニードル３５の上昇速度Ｌｄ１が増加することを第１上昇波形算出用１次式に反映することができ、結果的に精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

第１上昇波形算出用１次式の［数式１５］に用いられる係数Ｋ１として、インジェクタ３に高圧燃料を供給する高圧燃料配管に生じる管内脈動を考慮しているため、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができる。
また、第１上昇波形算出用１次式の［数式１５］に用いられる係数Ｋ１として、制御室３３内に生じる制御室内脈動を考慮しているため、第１上昇期間Ｔｑｒ１におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができる。

この実施例１では、第２上昇期間Ｔｑｒ２においてニードル３５が２次曲線を描いて上昇すると考え、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードル３５のリフト量変化を第２上昇波形算出用２次式で近似して求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。
第２上昇波形算出用２次式として、ノズル室５２の圧力降下の影響による初期速度変化を補正するための補正係数を備えるため、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができる。
この初期速度変化を補正するための補正係数を、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆ、ニードル３５のシート径Ｄｎｓおよびインジェクタ３のサック室５６の容積を用いて算出するため、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードル３５のリフト量変化を高い精度で求めることができる。

この実施例１では、第２上昇期間Ｔｑｒ２におけるニードル３５のリフト量変化を第２上昇波形算出用２次式で近似することによりリフト量の幾何学的図形を求める。この場合、要求噴射量Ｑは噴射期間の４次式となるが、収束計算を用いて要求噴射量Ｑから噴射期間を求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。

この実施例１では、第３上昇期間Ｔｑｒ３においてニードル３５が定速上昇すると考え、第３上昇期間Ｔｑｒ３におけるニードル３５のリフト量変化を第３上昇波形算出用１次式で近似して求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。
第３上昇波形算出用１次式は、制御室３３の圧力とノズル室５２の圧力とが釣り合った状態でニードル３５が定速上昇すると仮定することにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。
第３上昇波形算出用１次式は、制御室３３の圧力が一定に保たれた状態で、制御室３３の流入出量の差分だけ制御室３３の容積が狭くなると仮定することにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。
第３上昇波形算出用１次式におけるノズル室５２の圧力として、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いる。これにより、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室５２の圧力）のドロップが大きくなってニードル３５の上昇速度Ｌｄ３が低下することを第３上昇波形算出用１次式に反映することができ、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

この実施例１では、インジェクタ３の駆動信号停止からインジェクタ３の噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、駆動信号停止から、電磁弁３４のバルブ４７が閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、電磁弁３４のバルブ４７が閉弁のための移動を開始してから、制御室３３の圧力が閉弁圧に達してニードル３５が下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、制御室３３の圧力が閉弁圧に達してニードル３５が下降を開始してから、ニードル３５の下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分け、第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２の各部を簡易的な式にて模擬し、各部の応答の所要時間を個別に演算するものである。これによって、ＥＣＵ５のデータ量を低減することができるとともに、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。
また、インジェクタ３の仕様の一部が変更された場合などでも、変更部分の適合値を変えることで対応が可能になるため、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合処理が容易になる。

この実施例１では、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いる。
第１遅れ期間Ｔｄｅ１’は、駆動信号停止から電磁弁３４の通電が停止されて、電磁弁３４のバルブ４７が閉弁動作を開始するまでの主に電気的な遅れであり、インジェクタ３に供給されるコモンレール圧Ｐｃ（燃料供給圧）によらず、インジェクタ３の仕様で一定であるため、定数とすることが可能になる。また、第２遅れ期間Ｔｄｅ１”は、制御室３３の圧力低下に関する期間であるが、一定値としても演算精度にあまり影響を与えない。 このため、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いても、演算精度にあまり影響を与えない。
このように、第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”として固定値（リフト下降遅れ期間）Ｔｄｅ１を用いることにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。

この実施例１では、リフト量の幾何学的図形を求める際、ニードル３５が下降を開始してから、ニードル３５の下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 のニードル３５のリフト量変化を、下降波形算出用１次式で近似して求めるため、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。 下降波形算出用１次式は、制御室３３の圧力とノズル室５２の圧力とが釣り合った状態でニードル３５が定速下降すると仮定することにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。
下降波形算出用１次式は、制御室３３の圧力が一定に保たれた状態で、制御室３３の流入出量の差分だけ制御室３３の容積が広くなると仮定することにより、ＥＣＵ５の演算負荷を減らすことができる。また、インジェクタ３の仕様変更に伴う適合工数を低減できる。
下降波形算出用１次式におけるノズル室５２の圧力として、インジェクタ３の噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いる。これにより、噴孔流量Ｑｆｆが大きくなると噴射圧（ノズル室５２の圧力）のドロップが大きくなってニードル３５の下降速度が増すことを下降波形算出用１次式に反映することができる。

この実施例１では、マルチ噴射における２段目以降のコモンレール圧Ｐｃとして、１段目の噴射開始時のコモンレール圧センサ２４の入力値をベースとし、前噴射による圧力降下分を噴射毎に差し引いた値を予測圧力として用いるものである。
マルチ噴射における２段目以降は、コモンレール圧センサ２４の入力値に圧力脈動によって検出誤差が生じるが、前噴射の圧力降下分を差し引いてコモンレール圧Ｐｃを予測することにより、コモンレール圧Ｐｃを誤差なく高い精度で求めることができるため、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

この実施例１では、コモンレール圧Ｐｃ（燃料供給圧）を演算に用いる場合、マルチ噴射における２段目以降のコモンレール圧Ｐｃとして、１段目の噴射開始時のコモンレール圧センサ２４（燃料供給圧センサ）の入力値（コモンレール圧Ｐｃ）をベースとし、前噴射による圧力降下分ｄＰを噴射毎に差し引いた値を予測圧力として用いる。
マルチ噴射における２段目以降は、コモンレール圧センサ２４の入力値に圧力脈動の影響によって検出誤差が生じるが、１段目の噴射開始時のコモンレール圧センサ２４のコモンレール圧Ｐｃから、前噴射の圧力降下分ｄＰを噴射毎に順次差し引いてコモンレール圧Ｐｃを予測することにより、インジェクタ３に作用するコモンレール圧Ｐｃ（燃料供給圧）を誤差なく高い精度で求めることができ、精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

この実施例１では、マルチ噴射における２段目以降においてコモンレール圧Ｐｃに生じる脈動を演算に用いる場合、脈動の影響を直前の噴射終了から所定位相θ分ずらした脈動起点を用いて計算するとともに、３段目以降においては、直前の噴射に生じる脈動とともに１段目で生じた脈動の影響も考慮する。
これによって、コモンレール圧Ｐｃを高い精度で求めることができ、結果的に精度の高いリフト量の幾何学的図形を求めることができる。

ＥＣＵ５には、エンジン回転数のズレを回転数センサ２２などによって検出すると、そのズレ分を無くすように噴射量を変更する補正機能（例えば、気筒間ばらつきの補正機能）が設けられている。
具体的に、ＥＣＵ５には、エンジン回転数のズレを検出すると、そのズレ分を無くすように噴射量を変更するべく、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ、リフト上昇変化Ｌｕｐ、リフト下降変化Ｌｄｎ、リフト下降遅れ期間Ｔｄｅ1 、ニードル上昇期間Ｔｑｒ、インジェクタ駆動期間Ｔｑｆ等の噴射パラメータ（リフト量の幾何学的図形を作成するパラメータ）のうち、少なくても１つ以上を調整用パラメータとして補正を加える。そして、その調整用パラメータの補正値を学習値として記憶装置に記憶し、次回以降の噴射時に反映させるようになっている。

もちろん補正機能は、エンジン回転数のズレ量が変動した場合、その変動量に応じて調整用パラメータの補正値を更新し、その更新した調整用パラメータの補正値を学習値として更新し、常にエンジン回転数のズレを無くすように作動する。
この学習を含む補正機能によって、個々の燃料噴射装置の機差（インジェクタ３のばらつき）および劣化（例えば、シート径Ｄｎｓの変動）による噴射精度の低下を防ぐことができる。

上記の実施例２の補正機能では、リフト量の幾何学的図形を作成する噴射パラメータのうち、少なくても１つ以上を調整用パラメータとして補正を加える例を示した。
これに対して、この実施例３の補正機能では、噴射量のズレを補正する際、噴射パラメータのうち、２つ以上を調整用パラメータとして用いるとともに、その調整用パラメータに重みを付けて噴射量のズレを補正し、それぞれの調整用パラメータを学習値として記憶して、次回以降の噴射時に反映させるものである。

具体的な一例を示すと、エンジン回転数のズレを検出した場合、そのズレ分を無くすように、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ、リフト上昇変化Ｌｕｐ、リフト下降変化Ｌｄｎの３つを調整用パラメータとして補正を加えるものとする。その場合に、噴射開始遅れ期間Ｔｄｓの補正度合を一番重く（例えば、重さ割合６）し、リフト上昇変化Ｌｕｐ、リフト下降変化Ｌｄｎの補正度合を軽く（例えば、それぞれの重さ割合２）するものである。
このように設けることにより、個々の燃料噴射装置の機差および劣化に対応して噴射量のズレを補正できるとともに、噴射タイミング（噴射始まり、噴射終わり、あるいはその両方）のズレも補正できる。

上記の実施例２、３の補正機能では、エンジン回転数のズレを検出すると、そのズレ分を無くすように、噴射パラメータの値を直接的に補正する例を示した。
これに対して、この実施例４の補正機能は、エンジン回転数のズレを検出すると、そのズレ量がインジェクタ３の仕様を決める所定部位の仕様パラメータの変化によるものであると推定し、その所定部位の仕様パラメータを調整用パラメータとして用いるとともに、その調整用パラメータを学習値として記憶して、次回以降の噴射時に反映させるものである。

具体的な一例を噴射開始遅れ期間Ｔｄｓを用いて説明する。
噴射開始遅れ期間Ｔｄｓは、実施例１で説明したように、コモンレール圧Ｐｃと、インジェクタ３の各仕様を条件に算出される。
そして、エンジン回転数のズレを検出すると、そのズレ量がインジェクタ３の仕様を決めるシート径Ｄｎｓの変化によるものであると推定し、シート径Ｄｎｓの値を変更する。 この変更によってシート反力（シート上部反力＋シート下部反力）が補正され、結果的に噴射開始遅れ期間Ｔｄｓの値が補正される。

また、シート径Ｄｎｓの値を１つ補正するだけで、シート径Ｄｎｓを用いて作成される他の噴射パラメータ（噴射開始遅れ期間Ｔｄｓ以外の例えば、リフト上昇変化Ｌｕｐ、リフト下降変化Ｌｄｎ等）の値も同時に補正されることになる。
このように、インジェクタ３の仕様を決める所定部位の仕様パラメータを補正することにより、その仕様パレメータを用いて求められる噴射パラメータが同時に補正される。即ち、補正されたリフト量の幾何学的図形が描かれるため、２次的な補正（噴射量や噴射タイミングの補正）を実施しなくても良い。

上述した実施例では、噴射モデルの図形として、ニードル３５のリフト波形で近似させた「リフト量の幾何学的図形」を算出し、そのリフト量の幾何学的図形に基づいて駆動信号停止時期を算出する例を示した。
これに対し、この実施例５は、噴射モデルの図形として、インジェクタ３の噴射率の波形（噴射率変化による波形）で近似させた「噴射率の幾何学的図形」を算出し、その噴射率の幾何学的図形に基づいて駆動信号停止時期を算出するものである。
具体的に実施例５のＥＣＵ５は、「リフト量の幾何学的図形」の算出を行うことなく、「リフト量の幾何学的図形」を求めるのと同様の技術によって要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ「噴射率の幾何学的図形」を直接的に求め、その「噴射率の幾何学的図形」に基づいて駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を算出するモデル噴射制御を実施するものである。

実施例１で説明したように、「噴射率の幾何学的図形」と「リフト量の幾何学的図形」には次の関係がある。
（上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達しない場合）
インジェクタ３の作動で説明したように、上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達しない場合（例えば小噴射時）では、図５に示すように、時間軸と噴射率（上昇噴射率Ｑｕｐと下降噴射率Ｑｄｎ）によって略三角形（正確に三角形ではない）を呈した噴射率の幾何学的図形が描かれる。
このとき、時間軸とリフト量（リフト上昇変化Ｌｕｐとリフト下降変化Ｌｄｎ）によって略三角形（正確に三角形ではない）を呈したリフト量の幾何学的図形が描かれる。
このリフト量の幾何学的図形は、噴射率の幾何学的図形と底辺が同じであるため、リフト量の幾何学的図形と、噴射率の幾何学的図形とは、高さ方向に比例した図形になる。
このように、「噴射率の幾何学的図形」は、「リフト量の幾何学的図形」を求める技術と同様の手段によって求めることができる。

（上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達する場合）
一方、上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達する場合（例えば大噴射時）では、図６に示すように、時間軸と噴射率（上昇噴射率Ｑｕｐと最大噴射率Ｑｍａｘと下降噴射率Ｑｄｎ）によって略台形（正確に台形ではない）を呈した噴射率の幾何学的図形が描かれる。
このとき、時間軸とリフト量（リフト上昇変化Ｌｕｐとリフト下降変化Ｌｄｎ）によって略三角形（正確に三角形ではない）を呈したリフト量の幾何学的図形が描かれる。ここで、最大噴射率Ｑｍａｘは噴孔流量で決まるため、最大噴射率Ｑｍａｘに到達するニードル３５のリフト量はインジェクタ３の仕様で決定されるものであり、最大噴射率Ｑｍａｘに到達する際のニードル３５のリフト量は予め予測される。このため、最大噴射率Ｑｍａｘに到達する際のニードル３５のリフト量を最大噴射率予想リフト量Ｌｍａｘとすると、時間軸と「リフト上昇変化Ｌｕｐと最大噴射率予想リフト量Ｌｍａｘとリフト下降変化Ｌｄｎ」によって略台形（正確に台形ではない）を呈した「仮想リフト量の幾何学的図形」が描かれる。
この仮想リフト量の幾何学的図形は、噴射率の幾何学的図形と底辺と上辺が同じであるため、仮想リフト量の幾何学的図形と、噴射率の幾何学的図形とは、高さ方向に比例した図形になる。
このように、上昇噴射率Ｑｕｐが最大噴射率Ｑｍａｘに到達する場合でも、「噴射率の幾何学的図形」は、「仮想リフト量の幾何学的図形」を求める技術と同様の手段によって求めることができる。

この実施例５は、実施例１で開示した「リフト量の幾何学的図形」を求める技術と同様の手段を用いて、要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ「噴射率の幾何学的図形」を求め、その「噴射率の幾何学的図形」に基づいてインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ（または駆動信号停止時期）を算出することにより、実施例１と同様の優れた効果を得ることができる。

［変形例］
上記の実施例では、マルチ噴射時に生じる脈動の影響を小さな演算負荷で処理する例を示したが、本発明はマルチ噴射に限定されるものではなく、例えば１サイクル中に１回の噴射を実施する単噴射時であっても適用可能なものである。
また、マルチ噴射に適用する場合、１サイクル中に噴射される噴射量をほぼ均等に複数回に分割して噴射する均等マルチ噴射に適用しても良いし、１サイクル中の噴射を微少噴射とメイン噴射に分け、メイン噴射の前に１回の微少噴射、あるいは複数回の微少噴射を行うマルチ噴射に本発明を適用しても良いし、メイン噴射の後に１回の微少噴射、あるいは複数回の微少噴射を行うマルチ噴射に本発明を適用しても良いし、メイン噴射の前後に１回の微少噴射、あるいは複数回の微少噴射を行うマルチ噴射に本発明を適用しても良い。

上記の実施例では、電動弁の一例としてソレノイド４６の吸引力でバルブ４７を駆動する電磁弁３４を示したが、ピエゾアクチュエータの作動でバルブ４７を駆動させるなど、通電によってバルブ４７を駆動する他の電気的アクチュエータを用いた電動弁を用いても良い。
上記の実施例では、本発明をコモンレール式燃料噴射装置に適用した例を示したが、コモンレールを用いない燃料噴射装置に本発明を適用しても良い。つまり、ディーゼルエンジン以外の例えばガソリンエンジン等に用いられる燃料噴射装置に本発明を適用しても良い。

駆動パルス、バルブのリフト量、制御室圧力、ニードルのリフト量の変化、噴射率の変化を示すタイムチャートである（実施例）。 コモンレール式燃料噴射装置の概略図である（実施例）。 インジェクタの概略断面図である（実施例）。 モデル化したインジェクタの説明図である（実施例）。 小噴射時における駆動パルスと実際の噴射との関係を示すタイムチャートである（実施例）。 大噴射時における駆動パルスと実際の噴射との関係を示すタイムチャートである（実施例）。 噴射開始遅れ期間における制御室の圧力の変化を示すタイムチャートである（実施例）。 正規化圧力と内分比の関係を示す特性図である（実施例）。 駆動パルスと実際の噴射との関係を示すタイムチャートである（従来例）。

符号の説明

３ インジェクタ
５ ＥＣＵ（制御装置）
２４ コモンレール圧センサ（燃料供給圧センサ）
３１ 流入通路
３２ 排出通路
３３ 制御室
３４ 電磁弁（電動弁）
３５ ニードル
４７ バルブ
５２ ノズル室
５４ 噴孔
５６ サック室

Claims (46)

1. 燃料供給圧Ｐｃが流入通路を介して与えられるとともに、排出通路を介して排圧される制御室、前記排出通路の連通を開閉する電動弁を備え、前記制御室の圧力を制御することにより、ニードルを駆動制御するインジェクタと、
   内燃機関の運転状態に応じた要求噴射量Ｑを求め、この要求噴射量Ｑに基づいて前記電動弁を制御することで前記インジェクタから噴射される燃料噴射量を制御する制御装置と、を具備する燃料噴射装置であって、
   前記制御装置は、
   「前記インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「前記要求噴射量Ｑに直接的または間接的に対応した面積を持つ時間軸と前記ニードルのリフト量変化による幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備え、
   前記リフト量の幾何学的図形を求める際、
   前記ニードルが上昇を開始してから前記ニードルが下降を開始するまでの前記ニードルのリフト量変化を、
   前記ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１と、
   この第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から、前記制御室の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２と、
   この第２上昇期間Ｔｑｒ２の終了後から、前記ニードルが下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３とに分けて、
   前記第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３毎に前記ニードルのリフト量変化を物理式によって求めることを特徴とする燃料噴射装置。
2. 請求項１に記載の燃料噴射装置において、
   前記第１上昇期間Ｔｑｒ１における前記ニードルのリフト量変化は、前記ニードルの上昇速度による第１上昇波形算出用１次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
3. 請求項２に記載の燃料噴射装置において、
   前記第１上昇波形算出用１次式は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆおよび前記ニードルのシート径Ｄｎｓを計算値として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
4. 請求項３に記載の燃料噴射装置において、
   前記第１上昇波形算出用１次式に用いられる前記シート径Ｄｎｓの係数Ｋ１は、前記インジェクタに高圧燃料を供給する高圧燃料配管に生じる管内脈動を考慮した値であることを特徴とする燃料噴射装置。
5. 請求項３または請求項４に記載の燃料噴射装置において、
   前記第１上昇波形算出用１次式に用いられる前記シート径Ｄｎｓの係数Ｋ１は、前記制御室内に生じる制御室内脈動を考慮した値であることを特徴とする燃料噴射装置。
6. 請求項１に記載の燃料噴射装置において、
   前記第２上昇期間Ｔｑｒ２における前記ニードルのリフト量変化は、前記ニードルの２次曲線的上昇による第２上昇波形算出用２次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
7. 請求項６に記載の燃料噴射装置において、
   前記第２上昇波形算出用２次式の係数を、前記第２上昇期間Ｔｑｒ２の両端における前記ニードルの上昇速度の傾きと、
   前記第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了時における前記ニードルのリフト位置Ｌｍ１との連立方程式によって求めることを特徴とする燃料噴射装置。
8. 請求項６または請求項７に記載の燃料噴射装置において、
   前記第２上昇波形算出用２次式は、前記インジェクタのノズル室の圧力降下の影響による前記ニードルの初期速度変化を補正するための補正係数を備えることを特徴とする燃料噴射装置。
9. 請求項８に記載の燃料噴射装置において、
   前記補正係数は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆ、前記ニードルのシート径Ｄｎｓおよび前記インジェクタのサック室の容積を用いて算出することを特徴とする燃料噴射装置。
10. 請求項６ないし請求項９のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    前記第２上昇期間Ｔｑｒ２における前記ニードルのリフト量変化を前記第２上昇波形算出用２次式で近似することにより前記リフト量の幾何学的図形を求める場合、
    前記要求噴射量Ｑは噴射期間の４次式となるが、収束計算を用いて前記要求噴射量Ｑから噴射期間を求めることを特徴とする燃料噴射装置。
11. 請求項１に記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇期間Ｔｑｒ３における前記ニードルのリフト量変化は、前記ニードルの上昇速度による第３上昇波形算出用１次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
12. 請求項１１に記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇波形算出用１次式は、前記制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態で前記ニードルが定速上昇すると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
13. 請求項１２に記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇波形算出用１次式は、前記制御室の圧力が一定に保たれた状態で、前記制御室の流入出量の差分だけ前記制御室の容積が狭くなると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
14. 請求項１１ないし請求項１３のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇波形算出用１次式における前記ノズル室の圧力は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
15. 請求項１に記載の燃料噴射装置において、
    前記制御装置は、前記インジェクタの駆動信号停止から、前記インジェクタの噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、
    駆動信号停止から、前記電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、
    前記電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始してから、前記制御室の圧力が閉弁圧に達して前記ニードルが下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、
    前記制御室の圧力が閉弁圧に達して前記ニードルが下降を開始してから、前記ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分け、
    前記第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出することを特徴とする燃料噴射装置。
16. 請求項１５に記載の燃料噴射装置において、
    前記第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”は、固定値Ｔｄｅ１を用いることを特徴とする燃料噴射装置。
17. 請求項１に記載の燃料噴射装置において、
    前記制御装置は、前記要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ前記リフト量の幾何学的図形を求める際、
    前記ニードルが下降を開始してから、前記ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 の前記ニードルのリフト量変化を、
    下降波形算出用１次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
18. 請求項１７に記載の燃料噴射装置において、
    前記下降波形算出用１次式は、前記制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態で前記ニードルが定速下降すると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
19. 請求項１８に記載の燃料噴射装置において、
    前記下降波形算出用１次式は、前記制御室の圧力が一定に保たれた状態で、前記制御室の流入出量の差分だけ前記制御室の容積が広くなると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
20. 請求項１７ないし請求項１９のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    前記下降波形算出用１次式における前記ノズル室の圧力は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
21. 請求項１ないし請求項２０のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    １サイクル中に燃料噴射を複数回に分けて行うマルチ噴射における２段目以降の燃料供給圧は、１段目の噴射開始時の燃料供給圧センサの入力値をベースとし、前噴射による圧力降下分を噴射毎に差し引いた値を予測圧力として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
22. 請求項２１に記載の燃料噴射装置において、
    ２段目以降において燃料供給圧に生じる脈動は、直前の噴射終了から所定位相θ分ずらした脈動起点を用いて算出することを特徴とする燃料噴射装置。
23. 請求項２２に記載の燃料噴射装置において、
    ３段目以降において燃料供給圧に生じる脈動は、１段目で生じた脈動起点も考慮して算出することを特徴とする燃料噴射装置。
24. 燃料供給圧Ｐｃが流入通路を介して与えられるとともに、排出通路を介して排圧される制御室、前記排出通路の連通を開閉する電動弁を備え、前記制御室の圧力を制御することにより、ニードルを駆動制御するインジェクタと、
    内燃機関の運転状態に応じた要求噴射量Ｑを求め、この要求噴射量Ｑに基づいて前記電動弁を制御することで前記インジェクタから噴射される燃料噴射量を制御する制御装置と、を具備する燃料噴射装置であって、
    前記制御装置は、
    「前記インジェクタの駆動信号発生時期から駆動信号停止時期までのインジェクタ駆動期間Ｔｑｆ」または「駆動信号発生後における駆動信号停止時期」を求めるための「前記要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ時間軸と前記インジェクタの噴射率変化による幾何学的図形」を求める噴射モデル算出手段を備え、
    前記インジェクタの噴射率の幾何学的図形を求める際、
    前記ニードルが上昇を開始してから前記ニードルが下降を開始するまでの噴射率変化を、
    前記ニードルが上昇を開始した瞬間の第１上昇期間Ｔｑｒ１と、
    この第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了後から、前記制御室の圧力が略一定になるまでの第２上昇期間Ｔｑｒ２と、
    この第２上昇期間Ｔｑｒ２の終了後から、前記ニードルが下降を開始するまでの第３上昇期間Ｔｑｒ３とに分けて、
    前記第１、第２、第３上昇期間Ｔｑｒ１、２、３毎に噴射率変化を物理式によって求めることを特徴とする燃料噴射装置。
25. 請求項２４に記載の燃料噴射装置において、
    前記第１上昇期間Ｔｑｒ１における噴射率変化は、噴射率の定速上昇による第１上昇波形算出用１次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
26. 請求項２５に記載の燃料噴射装置において、
    前記第１上昇波形算出用１次式は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆおよび前記ニードルのシート径Ｄｎｓを計算値として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
27. 請求項２６に記載の燃料噴射装置において、
    前記第１上昇波形算出用１次式に用いられる前記シート径Ｄｎｓの係数Ｋ１は、前記インジェクタに高圧燃料を供給する高圧燃料配管に生じる管内脈動を考慮した値であることを特徴とする燃料噴射装置。
28. 請求項２６または請求項２７に記載の燃料噴射装置において、
    前記第１上昇波形算出用１次式に用いられる前記シート径Ｄｎｓの係数Ｋ１は、前記制御室内に生じる制御室内脈動を考慮した値であることを特徴とする燃料噴射装置。
29. 請求項２４に記載の燃料噴射装置において、
    前記第２上昇期間Ｔｑｒ２における噴射率変化は、噴射率の２次曲線的上昇による第２上昇波形算出用２次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
30. 請求項２９に記載の燃料噴射装置において、
    前記第２上昇波形算出用２次式の係数を、前記第２上昇期間Ｔｑｒ２の両端における噴射率の傾きと、
    前記第１上昇期間Ｔｑｒ１の終了時における噴射率Ｌｍ１との連立方程式を用いて求めることを特徴とする燃料噴射装置。
31. 請求項２９または請求項３０に記載の燃料噴射装置において、
    前記第２上昇波形算出用２次式は、前記インジェクタのノズル室の圧力降下の影響による噴射率の初期変化を補正するための補正係数を備えることを特徴とする燃料噴射装置。
32. 請求項３１に記載の燃料噴射装置において、
    前記補正係数は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆ、前記ニードルのシート径Ｄｎｓおよび前記インジェクタのサック室の容積を用いて算出することを特徴とする燃料噴射装置。
33. 請求項２９ないし請求項３２のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    前記第２上昇期間Ｔｑｒ２における噴射率変化を前記第２上昇波形算出用２次式で近似することにより噴射率の幾何学的図形を求める場合、
    前記要求噴射量Ｑは噴射期間の４次式となるが、収束計算を用いて前記要求噴射量Ｑから噴射期間を求めることを特徴とする燃料噴射装置。
34. 請求項２４に記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇期間Ｔｑｒ３における噴射率変化は、噴射率の定速上昇による第３上昇波形算出用１次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
35. 請求項３４に記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇波形算出用１次式は、前記制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態で前記ニードルが定速上昇すると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
36. 請求項３５に記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇波形算出用１次式は、前記制御室の圧力が一定に保たれた状態で、前記制御室の流入出量の差分だけ前記制御室の容積が狭くなると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
37. 請求項３４ないし請求項３６のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    前記第３上昇波形算出用１次式における前記ノズル室の圧力は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
38. 請求項２４に記載の燃料噴射装置において、
    前記制御装置は、前記インジェクタの駆動信号停止から、前記インジェクタの噴射が終了するまでの噴射終了遅れ期間Ｔｄｅを、
    駆動信号停止から、前記電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始するまでの第１遅れ期間Ｔｄｅ１’と、
    前記電動弁のバルブが閉弁のための移動を開始してから、前記制御室の圧力が閉弁圧に達して前記ニードルが下降を開始するまでの第２遅れ期間Ｔｄｅ１”と、
    前記制御室の圧力が閉弁圧に達して前記ニードルが下降を開始してから、前記ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 とに分け、
    前記第１、第２、第３遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”、２をそれぞれ簡易的な物理式を用いて算出することを特徴とする燃料噴射装置。
39. 請求項３８に記載の燃料噴射装置において、
    前記第１、第２遅れ期間Ｔｄｅ１’、１”は、固定値Ｔｄｅ１を用いることを特徴とする燃料噴射装置。
40. 請求項２４に記載の燃料噴射装置において、
    前記制御装置は、前記要求噴射量Ｑに対応した面積を持つ噴射率の幾何学的図形を求める際、
    前記ニードルが下降を開始してから、前記ニードルの下降が停止して噴射が停止するまでの第３遅れ期間Ｔｄｅ2 の噴射率変化を、
    噴射率の定速下降による下降波形算出用１次式で近似して求めることを特徴とする燃料噴射装置。
41. 請求項４０に記載の燃料噴射装置において、
    前記下降波形算出用１次式は、前記制御室の圧力とノズル室の圧力とが釣り合った状態で前記ニードルが定速下降すると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
42. 請求項４１に記載の燃料噴射装置において、
    前記下降波形算出用１次式は、前記制御室の圧力が一定に保たれた状態で、前記制御室の流入出量の差分だけ前記制御室の容積が広くなると仮定した式であることを特徴とする燃料噴射装置。
43. 請求項４０ないし請求項４２のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    前記下降波形算出用１次式における前記ノズル室の圧力は、前記インジェクタの噴孔流量Ｑｆｆを計算値として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
44. 請求項２４ないし請求項４３のいずれかに記載の燃料噴射装置において、
    １サイクル中に燃料噴射を複数回に分けて行うマルチ噴射における２段目以降の燃料供給圧は、１段目の噴射開始時の燃料供給圧センサの入力値をベースとし、前噴射による圧力降下分を噴射毎に差し引いた値を予測圧力として用いることを特徴とする燃料噴射装置。
45. 請求項４４に記載の燃料噴射装置において、
    ２段目以降において燃料供給圧に生じる脈動は、直前の噴射終了から所定位相θ分ずらした脈動起点を用いて算出することを特徴とする燃料噴射装置。
46. 請求項４５に記載の燃料噴射装置において、
    ３段目以降において燃料供給圧に生じる脈動は、１段目で生じた脈動起点も考慮して算出することを特徴とする燃料噴射装置。
    

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