JP2010223183A - 燃料噴射状態検出装置 - Google Patents

Abstract

【課題】燃圧センサにより検出された圧力波形に基づき噴射終了時期を検出するにあたり、その検出精度の向上を図った燃料噴射状態検出装置を提供する。
【解決手段】燃料噴射弁に取り付けられた燃圧センサにより検出された燃料の圧力波形のうち、燃料の噴射率降下に伴い圧力上昇している期間における上昇波形Ａ１に基づいて、実際の噴射終了時期を算出する。例えば、モデル化手段により上昇波形Ａ１を数式で表すようモデル化し、上昇波形Ａ１が現れる前の特定期間Ｔ１２における圧力に基づき基準圧力Ｐｓ（ｎ）を算出し、モデル化された数式（モデル式ｆ（ｔ））に基準圧力Ｐｓ（ｎ）を代入して得られる時刻ｔｅを、噴射終了時期として算出する。
【選択図】 図１０

Description

本発明は、燃料噴射弁から燃料を噴射するにあたり、その燃料噴射状態を検出する装置に関する。

内燃機関の出力トルク及びエミッション状態を精度良く制御するには、燃料噴射弁から噴射される燃料の噴射開始時期、噴射終了時期及び噴射量等、その噴射状態を精度良く制御することが重要である。そこで従来より、噴射に伴い変動する燃料の圧力を検出することで、実際の噴射状態を検出する技術が提案されている。

例えば、噴射開始に伴い燃圧が下降を開始した時期を検出することで実際の噴射開始時期を検出したり、噴射終了に伴い燃圧の上昇が停止した時期を検出することで実際の噴射終了時期を検出したりしている（特許文献１参照）。

このような燃圧の変動を検出するにあたり、コモンレール（蓄圧容器）に直接設置された燃圧センサ（レール圧センサ）では、噴射に伴い生じた燃圧変動がコモンレール内で緩衝されてしまうため、正確な燃圧変動を検出することができない。そこで特許文献１，２記載の発明では、燃圧センサを燃料噴射弁に取り付けることで、噴射に伴い生じた燃圧変動がコモンレール内で緩衝する前に、その燃圧変動を検出することを図っている。

特開２００８−１４４７４９号公報 特開２０００−２６５８９２号公報

次に、上記燃圧センサにより検出された圧力波形に基づき燃料の噴射終了時期を算出する手法に関し、本発明者らが検討した手法を以下に説明する。図１３（ａ）の実線に示すように噴射開始及び終了の指令信号Ｉｓ，Ｉｅが出力されると、燃圧センサにより検出された検出圧力の値は図１３（ｂ）中の実線Ｌ１に示すように変化する。

すなわち、噴射開始が指令されて噴射率（単位時間当りの噴射量）が上昇することに伴い、前記検出圧力の波形（圧力波形）には圧力降下を開始する変化点Ｐ３ａが現れる。その後、噴射終了が指令されて噴射率が下降を開始したことに伴い、圧力波形には上昇を開始する変化点Ｐ７ａが出現する。その後、噴射が終了して噴射率がゼロになることに伴い、圧力波形には上昇を終了する変化点Ｐ８ａが出現する。

そこで、この変化点Ｐ８ａが出現する時期を検出し、その検出時期に基づき噴射終了時期を算出している。具体的には、図１３（ｃ）中の実線Ｍ１に示すように検出圧力の都度の微分値を演算し、噴射開始指令信号Ｉｓが出力された後において、前記微分値が極大となった後に最初にゼロとなった時点ｔ５を変化点Ｐ８ａの出現時期として検出する。

但し、噴射率がゼロとなった以降も、燃料噴射弁の内部燃料は慣性により噴孔に向けて流れ続けようとするため、変化点Ｐ８ａの出現時期ｔ５は実際の噴射終了時期よりも所定時間Ｔ１１だけ遅くなる。この点を鑑み、変化点Ｐ８ａの出現時期ｔ５から所定時間Ｔ１１を差し引いた時刻を噴射終了時期Ｒ８として算出する。

しかしながら、１燃焼サイクル中に複数回噴射する多段噴射を行った場合において、多段噴射のｎ段目の噴射終了とｎ＋１段目の噴射開始の間隔（インターバルＩＶ）が短くなると、ｎ段目の噴射終了に起因した圧力上昇終了の変化点Ｐ８ａが出現する前に、ｎ＋１段目の噴射開始に起因した圧力降下開始の変化点Ｐ３ａが出現する場合がある（図１３（ｂ）中の点線Ｌ２参照）。その結果、図１３（ｃ）に示す前記微分値は、本来の実線Ｍ１位置から点線Ｍ２位置にずれてしまい、微分値がゼロとなる時点がｔ５からｔｘにずれるため、ひいては実際の噴射終了時期Ｒ８よりも早い時期を噴射終了時期として誤検出してしまう。

また、微分値がゼロとなる時点がずれることの原因として、上述したインターバルＩＶが短いことの他にも、例えば駆動パルスにより生じたノイズが圧力波形に重畳する等、各種外乱により圧力波形が乱れることも原因の一つとして挙げられる。したがって、単段噴射の場合やインターバルＩＶが長い場合においても上記誤検出が同様に懸念される。

本発明は、上記課題を解決するためになされたものであり、その目的は、燃圧センサにより検出された圧力波形に基づき噴射終了時期を検出するにあたり、その検出精度の向上を図った燃料噴射状態検出装置を提供することにある。

以下、上記課題を解決するための手段、及びその作用効果について記載する。

請求項１記載の発明は、蓄圧容器で蓄圧した燃料を燃料噴射弁から噴射する燃料噴射システムに適用され、前記蓄圧容器から前記燃料噴射弁の噴孔に至るまでの燃料通路のうち前記蓄圧容器に対して前記噴孔に近い側に配置され、前記噴孔からの燃料噴射に伴い変動する燃料の圧力を検出する燃圧センサを備えることを前提とする。そして、前記燃圧センサにより検出された圧力波形のうち、燃料の噴射率降下に伴い圧力上昇している期間における上昇波形に基づいて、実際の噴射終了時期を算出する噴射終了時期算出手段と、を備えることを特徴とする。

燃料の噴射停止が指令されて噴射率（単位時間当りの噴射量）が低下することに伴い、燃圧センサの検出圧力は上昇していくが、燃圧センサにより検出された圧力波形のうち前述のように上昇していく期間における部分の波形、つまり図１３中の一点鎖線Ａ１に示す部分の波形（上昇波形）は、外乱（例えば多段噴射において後段噴射の影響や各種ノイズ等）の影響を受けにくく形状が安定している。しかも、この上昇波形は噴射終了時期と相関性が高い。この点に着目した上記発明では、このような上昇波形に基づいて噴射終了時期を算出するので、噴射終了時期の算出結果が外乱の影響を受けにくくなる。よって、噴射終了時期を精度良く検出することができる。

請求項２記載の発明では、前記噴射終了時期算出手段は、前記上昇波形を数式で表すようモデル化するモデル化手段を有するとともに、前記モデル化手段によりモデル化された数式（モデル式）に基づき噴射終了時期を算出することを特徴とする。

モデル式において所定の圧力となる時期は噴射終了時期と相関性が高い。したがって、モデル式に基づき噴射終了時期を算出する上記発明によれば、例えばモデル式に所定の圧力を代入することで所定の圧力となる時期を算出し、その算出した時期に基づき噴射終了時期を算出することができるので、噴射終了時期の算出を容易に実現できる。したがって、上記発明に反し上昇波形をモデル化しない場合（例えば上昇波形のうち特定のポイントにおける圧力を取得し、その取得した圧力に基づき噴射終了時期を直接算出する場合）に比べて、噴射終了時期を高精度かつ容易に算出できる。

請求項３記載の発明では、前記モデル化手段は、前記上昇波形を直線モデルにモデル化し、前記噴射終了時期算出手段は、前記直線モデルに基づき、噴射終了時期を算出することを特徴とする。

本発明者らが行った各種試験によれば、実際の上昇波形は殆ど直線に近い波形となることが分かった。この点を鑑み上記発明では、上昇波形を直線モデルにモデル化するので、曲線にモデル化する場合に比べて同等の算出精度を得ることができるとともに、曲線にモデル化する場合に比べて算出に要する演算処理負荷及びメモリ容量を軽減できる。

このように上昇波形を直線モデルにモデル化する具体的な手法を以下に列挙する。

・前記上昇波形のうち特定のポイントにおける接線を前記直線モデルとする（請求項４）。この場合において、前記特定のポイントを、前記上昇波形の微分値が最大となるポイントとする（請求項５）。

・前記上昇波形のうち複数の特定ポイントに基づき前記直線モデルにモデル化する（請求項６）。この場合において、前記複数の特定ポイントを通る直線を前記直線モデルとする（請求項７）、又は、前記複数の特定ポイントとの距離の総和が最小となる直線を前記直線モデルとする（請求項８）。

請求項９記載の発明では、前記噴射終了時期算出手段は、前記燃圧センサにより検出された圧力のうち燃料噴射開始に伴う圧力降下が現れる直前の特定期間における圧力に基づき、基準圧力を算出する基準圧力算出手段を有するとともに、前記モデル化手段によりモデル化された数式（モデル式）において前記基準圧力となる時点に基づき、噴射終了時期を算出することを特徴とする。

噴射開始時点での圧力（噴射開始圧力）をモデル式に代入して得られた値は、噴射終了時期と相関性が高い。そして、噴射開始圧力は、燃料噴射開始に伴う圧力降下が現れる直前の圧力（基準圧力）とほぼ一致するため、この基準圧力をモデル式に代入すれば噴射終了時期を精度良く算出できる。この点を鑑みた上記発明によれば、燃料噴射開始に伴う圧力降下が現れる直前の特定期間における圧力に基づき基準圧力を算出し、モデル式において基準圧力となる時点に基づき噴射終了時期を算出するので、噴射終了時期を精度良く算出できる。

請求項１０記載の発明では、前記基準圧力算出手段は、燃料の噴射開始が指令された時点の前後における期間を前記特定期間とし、その特定期間における圧力の平均値を前記基準圧力として算出することを特徴とする。

噴射開始が指令された時点から実際の噴射開始時期までには応答遅れがある。よって、噴射開始が指令された時点の前後における期間を特定期間とする上記発明によれば、噴射開始時期にできるだけ近い直前の時点での検出圧力を基準圧力とすることができる。そのため、基準圧力を噴射開始圧力に近い値にすることができ、ひいては噴射終了時期を精度良く算出できる。

また、図１３（ｂ）中の点線Ｌ３に示すように、圧力波形が噴射開始時期以前から外乱により変動した波形となっている場合であっても、上記発明によれば特定期間における圧力の平均値を基準圧力とするので、基準圧力が前記変動の影響を受けにくくなり、ひいては噴射終了時期を精度良く算出できる。

請求項１１記載の発明では、１燃焼サイクルあたりに同一の前記燃料噴射弁から複数回噴射する多段噴射を実行可能な燃料噴射システムに適用され、前記基準圧力算出手段は、１段目の噴射に対して前記基準圧力を算出し、前記噴射終了時期算出手段は、１段目の噴射に対して算出された前記基準圧力に基づき、２段目以降の噴射終了時期を算出することを特徴とする。

ここで、図１３（ｂ）に示すように、圧力波形のうち変化点Ｐ８ａを経過した後の部分においては、一点鎖線Ａ０に示すように圧力変動が徐々に収束して安定していく。ところが、多段噴射のインターバルＩＶが短くなると、ｎ段目噴射による圧力波形のうち安定する前の部分（一点鎖線Ａ０より前の部分）の波形が、ｎ＋１段目噴射による圧力波形に重畳することとなる。すると、ｎ＋１段目にかかる噴射終了時期を算出するにあたり、燃料噴射開始に伴う圧力降下が現れる直前の特定期間における圧力が大きく変動する。そのため、ｎ＋１段目にかかる特定期間の圧力に基づき基準圧力を算出しようとすると、基準圧力を精度良く算出することが困難となり、基準圧力が噴射開始圧力からずれてしまうことが懸念される。

この懸念に対し上記発明では、１段目の噴射にかかる圧力波形では、前記インターバルの長さに影響をうけることなく特定期間の圧力は安定していることに着目し、１段目の噴射終了時期を算出するにあたっては、基準圧力算出手段により算出した基準圧力を用いる。一方、２段目以降の噴射終了時期を算出するにあたっては、１段目の噴射にかかる基準圧力と２段目以降の噴射開始圧力とは相関性が高いことに着目し、１段目の噴射終了時期の算出に用いた基準圧力に基づき噴射終了時期を算出する。したがって、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力が実際の噴射開始圧力からずれることを抑制でき、２段目以降の噴射終了時期についても精度良く算出できる。

但し、インターバルが長い場合においては、２段目以降の噴射の各々に対して基準圧力算出手段により基準圧力を算出し、これらの基準圧力を２段目以降の噴射終了時期の算出に用いるようにしてもよく、この手法によっても２段目以降の噴射終了時期について精度良く算出できる。

請求項１２記載の発明では、前記噴射終了時期算出手段は、１段目の噴射に対して算出された前記基準圧力から前段までの噴射量に応じた圧力低下量を減算し、この減算により得られた圧力を、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力とすることを特徴とする。

ｎ段目噴射とｎ＋１段目噴射とのインターバルが所定範囲内であれば、ｎ＋１段目の噴射開始圧力は、ｎ段目の噴射開始圧力よりも低下することとなり、その低下量はｎ段目の噴射量に依存する。つまり、ｎ段目の噴射量が多いほど前記低下量も多くなる。したがって、１段目の噴射にかかる基準圧力から前段までの噴射量に応じた圧力低下量を減算すれば、２段目以降の噴射開始時期の圧力に近い値を得ることができる。

この点を鑑みた上記発明では、１段目の噴射にかかる基準圧力から前段までの噴射量に応じた圧力低下量を減算し、この減算により得られた圧力を、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力とする。よって、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力を実際の噴射開始圧力に精度良く近づけることができ、ひいては２段目以降の噴射終了時期の算出精度を向上できる。

上記圧力低下量は、１段目の噴射に対して算出された基準圧力の大きさとの相関性が高い。この点を鑑みた請求項１３記載の発明では、前記圧力低下量を、１段目の噴射に対して算出された前記基準圧力の大きさを加味して算出するので、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力を実際の噴射開始圧力に精度良く近づけることができる。

なお、圧力低下量を算出するにあたり、基準圧力に加えて燃料温度をも加味して算出すれば、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力を実際の噴射開始圧力に近づける精度を向上できる。

請求項１４記載の発明では、前記燃料噴射弁は、前記噴孔へ燃料を供給する高圧通路と、前記高圧通路の一部を開閉することで前記噴孔からの噴射状態を制御するニードル弁と、前記高圧通路の燃料を流入させて前記ニードル弁に背圧を付与する背圧室と、前記背圧室からの燃料のリーク量を制御することで前記背圧を制御する制御弁と、を備えて構成されていることを前提とする。そして、前記基準圧力算出手段は、前記制御弁を開弁させてから前記ニードルが開弁するまでのリーク期間に生じる圧力降下量を加味して、前記基準圧力を算出することを特徴とする。

ここで、噴射を開始させるべく制御弁を開弁させると、リーク量が所定量に達した時点で背圧に抗してニードルが開弁する。したがって、制御弁を開弁させてからニードルが開弁するまでのリーク期間に、前記リーク量の分だけ検出圧力は僅かに降下することとなる。そのため、実際の噴射開始圧力は変化点Ｐ３ａ（図１３（ｂ）参照）での圧力よりも僅かに低い値となる。この点を鑑みた上記発明では、リーク期間に生じる圧力降下量を加味して基準圧力を算出するので、基準圧力を実際の噴射開始圧力に精度良く近づけることができ、ひいては噴射終了時期の算出精度を向上できる。

本発明の第１実施形態に係る燃料噴射状態検出装置が適用された、燃料系システムの概略を示す構成図。 図１の燃料噴射弁の内部構造を模式的に示す内部側面図。 図１のシステムに係る燃料噴射制御処理の基本的な手順を示すフローチャート。 図１の燃圧センサの検出圧力に基づく、燃料噴射状態検出の処理手順を示すフローチャート。 図１の燃圧センサによる検出圧力の波形と噴射率推移波形との関係を示す、単段噴射実行時におけるタイミングチャート。 第１実施形態に係る噴射特性の検出態様を示すタイミングチャート。 第１実施形態に係る噴射特性の検出態様を示すタイミングチャート。 第１実施形態に係る噴射特性の検出態様を示すタイミングチャートであり、実線は図６の波形、点線は図７の波形を示す。 第１実施形態に係る噴射特性の検出態様を示すタイミングチャートであり、図６の波形から図７の波形を差し引いて得られた波形を示す図。 第１実施形態において、燃料噴射終了時期を算出する手法を説明する図。 第１実施形態において、燃料噴射終了時期を算出する手順を示すフローチャート。 本発明の第２実施形態において、燃料噴射終了時期を算出する手法を説明する図。 本発明者らが検討した燃料噴射終了時期の算出手法と、その算出手法による問題点を説明する図。

以下、本発明を具体化した各実施形態を図面に基づいて説明する。

（第１実施形態）
先ず、本実施形態にかかる燃料噴射状態検出装置が適用されるエンジン（内燃機関）について説明する。当該エンジンは車載用ディーゼルエンジンであり、燃焼室に直接的に高圧燃料（例えば噴射圧力「１０００気圧」以上の軽油）を噴射する方式の、多気筒４ストロークエンジンを想定している。

図１は、本実施形態に係るコモンレール式燃料噴射システムの構成図である。このシステムに備えられたＥＣＵ３０（電子制御ユニット）は、吸入調整弁１１ｃに対する電流供給量を調整して燃料ポンプ１１の燃料吐出量を所望の値に制御することで、コモンレール１２（蓄圧容器）内の燃料圧力（燃圧センサ２０ａにて測定される時々の燃料圧力）を目標値（目標燃圧）にフィードバック制御している。そして、その燃料圧力に基づいて、対象エンジンの所定シリンダに対する燃料噴射量、ひいては同エンジンの出力（出力軸の回転速度やトルク）を所望の大きさに制御している。

燃料供給系を構成する諸々の装置は、燃料上流側から、燃料タンク１０、燃料ポンプ１１、コモンレール１２、及びインジェクタ２０（燃料噴射弁）の順に配設されている。燃料ポンプ１１は、対象エンジンの出力によって駆動される高圧ポンプ１１ａ及び低圧ポンプ１１ｂを有し、低圧ポンプ１１ｂによって上記燃料タンク１０から汲み上げられた燃料を、高圧ポンプ１１ａにて加圧して吐出するように構成されている。そして、高圧ポンプ１１ａに送られる燃料圧送量、ひいては燃料ポンプ１１の燃料吐出量は、燃料ポンプ１１の燃料吸入側に設けられた吸入調整弁（ＳＣＶ：Suction Control Valve）１１ｃによって調量される。すなわち、この燃料ポンプ１１では、吸入調整弁１１ｃの駆動電流量（ひいては弁開度）を調整することで、同ポンプ１１からの燃料吐出量を所望の値に制御する。

低圧ポンプ１１ｂは、例えばトロコイド式のフィードポンプとして構成されている。これに対し高圧ポンプ１１ａは、例えばプランジャポンプからなり、図示しない偏心カムにて所定のプランジャ（例えば３本のプランジャ）をそれぞれ軸方向に往復動させることにより加圧室に送られた燃料を逐次所定のタイミングで圧送するように構成されている。

燃料タンク１０の燃料は、燃料ポンプ１１によりコモンレール１２へ加圧供給（圧送）された後、高圧状態でコモンレール１２に蓄えられる。その後、シリンダ毎に設けられた高圧配管１４を通じて、各シリンダ＃１〜＃４のインジェクタ２０へそれぞれ分配供給される。これらインジェクタ２０（＃１）〜（＃４）の燃料排出口２１は、それぞれ余分な燃料を燃料タンク１０へ戻すための低圧配管１８と接続されている。また、コモンレール１２と高圧配管１４との間には、コモンレール１２から高圧配管１４に流れる燃料の圧力脈動を減衰させるオリフィス１２ａ（燃料脈動軽減手段）が備えられている。

図２に、上記インジェクタ２０の詳細構造を示す。なお、上記４つのインジェクタ２０（＃１）〜（＃４）は基本的には同様の構造（例えば図２に示す構造）となっている。いずれのインジェクタ２０も、燃焼用のエンジン燃料（燃料タンク１０内の燃料）を利用した油圧駆動式の燃料噴射弁であり、燃料噴射に際しての駆動動力の伝達が背圧室Ｃｄを介して行われる。同図２に示されるように、このインジェクタ２０は、非通電時に閉弁状態となるノーマリクローズ型の燃料噴射弁として構成されている。

インジェクタ２０のハウジング２０ｅに形成された燃料流入口２２には、コモンレール１２から送られてくる高圧燃料が流入し、流入した高圧燃料の一部は、流入オリフィス２６を通じて背圧室Ｃｄに流入し、他は噴孔２０ｆに向けて流れる。背圧室Ｃｄには制御弁２３により開閉されるリーク孔２４（オリフィス）が形成されており、制御弁２３によりリーク孔２４が開放されると、背圧室Ｃｄの燃料はリーク孔２４から燃料排出口２１を経て燃料タンク１０に戻される。

このインジェクタ２０の燃料噴射に際しては、二方電磁弁を構成するソレノイド２０ｂに対する通電状態（通電／非通電）に応じて制御弁２３を作動させることで、背圧室Ｃｄの密閉度合、ひいては同背圧室Ｃｄの圧力（ニードル弁２０ｃの背圧に相当）が増減される。そして、その圧力の増減により、スプリング２０ｄ（コイルばね）の伸張力に従って又は抗して、ニードル弁２０ｃがハウジング２０ｅ内を往復動（上下）することで、噴孔２０ｆへ燃料を供給する高圧通路２５が、その中途（詳しくは往復動に基づきニードル弁２０ｃが着座又は離座するテーパ状のシート面）で開閉される。

ここで、ニードル弁２０ｃの駆動制御は、オンオフ制御を通じて行われる。すなわち、ニードル弁２０ｃの駆動部（上記二方電磁弁）には、ＥＣＵ３０からオンオフを指令するパルス信号（通電信号）が送られる。そして、パルスオン（又はオフ）によりニードル弁２０ｃがリフトアップして噴孔２０ｆが開放され、パルスオフ（又はオン）によりリフトダウンして噴孔２０ｆが閉塞される。

ちなみに、上記背圧室Ｃｄの増圧処理は、コモンレール１２からの燃料供給によって行われる。他方、背圧室Ｃｄの減圧処理は、ソレノイド２０ｂへの通電により制御弁２３を作動させてリーク孔２４を開放させることによって行われる。つまり、背圧室Ｃｄ内の燃料圧力（背圧）を制御弁２３の開閉作動により調整することで、噴孔２０ｆを開閉するニードル弁２０ｃの作動が制御される。

このように、上記インジェクタ２０は、弁本体（ハウジング２０ｅ）内部での所定の往復動作に基づいて噴孔２０ｆまでの高圧通路２５を開閉（開放・閉鎖）することにより当該インジェクタ２０の開弁及び閉弁を行うニードル弁２０ｃを備える。そして、非駆動状態では、定常的に付与される閉弁側への力（スプリング２０ｄによる伸張力）でニードル弁２０ｃが閉弁側へ変位するとともに、駆動状態では、駆動力が付与されることにより上記スプリング２０ｄの伸張力に抗してニードル弁２０ｃが開弁側へ変位する。

インジェクタ２０には、燃料圧力を検出する燃圧センサ２０ａ（図１も併せ参照）が取り付けられている。具体的には、ハウジング２０ｅに形成された燃料流入口２２と高圧配管１４とを治具２０ｊで連結させ、この治具２０ｊに燃圧センサ２０ａを取り付けている。このようにインジェクタ２０の燃料流入口２２に燃圧センサ２０ａを取り付けることで、燃料流入口２２における燃料圧力（インレット圧）の随時の検出が可能とされている。具体的には、この燃圧センサ２０ａの出力により、当該インジェクタ２０の噴射動作に伴う燃料圧力の変動波形や、燃料圧力レベル（安定圧力）、燃料噴射圧力等を検出（測定）することができる。

燃圧センサ２０ａは、複数のインジェクタ２０（＃１）〜（＃４）の各々に対して設けられている。そして、これら燃圧センサ２０ａの出力に基づけば、所定の噴射について、インジェクタ２０の噴射動作に伴う燃料圧力の変動波形を高い精度で検出できる（詳しくは後述）。

ＥＣＵ３０に搭載されるマイクロコンピュータ（マイコン）は、各種の演算を行うＣＰＵ（基本処理装置）、その演算途中のデータや演算結果等を一時的に記憶するメインメモリとしてのＲＡＭ、プログラムメモリとしてのＲＯＭ、データ保存用メモリとしてのＥＥＰＲＯＭ、バックアップＲＡＭ等を備えて構成されている。そして、ＲＯＭには、当該燃料噴射制御に係るプログラムを含めたエンジン制御に係る各種のプログラムや制御マップ等が、またデータ保存用メモリ（例えばＥＥＰＲＯＭ）には、対象エンジンの設計データをはじめとする各種の制御データ等が、それぞれ予め格納されている。

また、ＥＣＵ３０は、クランク角センサ４２から入力される検出信号に基づき、対象エンジンの出力軸（クランク軸４１）の回転角度位置や回転速度（エンジン回転速度ＮＥ）を算出する。また、アクセルセンサ４４から入力される検出信号に基づき、運転者によるアクセルペダルの操作量（踏込み量）が算出される。ＥＣＵ３０は、前記各種センサ４２，４４及び後述する各種センサの検出信号に基づいて対象エンジンの運転状態やユーザの要求を把握し、それに応じて上記吸入調整弁１１ｃやインジェクタ２０等の各種アクチュエータを操作することにより、その時々の状況に応じた最適な態様で上記エンジンに係る各種の制御を行っている。

次に、ＥＣＵ３０が実行する燃料系の制御についての概略を説明する。

ＥＣＵ３０のマイコンは、時々のエンジン運転状態（例えばエンジン回転速度ＮＥ）や運転者によるアクセルペダルの操作量等に応じて燃料噴射量を算出し、所望の噴射時期に同期して、その燃料噴射量での燃料噴射を指示する噴射制御信号（噴射指令信号）を上記インジェクタ２０へ出力する。当該噴射制御信号に応じた駆動量（例えば開弁時間）でインジェクタ２０が作動することにより、対象エンジンの出力トルクが目標値へ制御されることになる。

以下、図３を参照して、上記燃料系制御の基本的な処理手順について説明する。なお、この図３の処理において用いられる各種パラメータの値は、例えばＥＣＵ３０に搭載されたＲＡＭやＥＥＰＲＯＭ、あるいはバックアップＲＡＭ等の記憶装置に随時記憶され、必要に応じて随時更新される。

同図３に示すように、この一連の処理においては、まずステップＳ１１で、所定のパラメータ、例えばその時のエンジン回転速度ＮＥ（クランク角センサ４２による実測値）及び燃料圧力（燃圧センサ２０ａによる実測値）、さらには運転者によるその時のアクセル操作量（アクセルセンサ４４による実測値）等を読み込む。

続くステップＳ１２では、上記ステップＳ１１で読み込んだ各種パラメータに基づいて噴射パターンを設定する。例えば単段噴射の場合にはその噴射の噴射量（噴射時間）が、また多段噴射の噴射パターンの場合にはトルクに寄与する各噴射の総噴射量（総噴射時間）が、それぞれ上記出力軸（クランク軸４１）に生成すべきトルク（アクセル操作量等から算出される要求トルク、いわばその時のエンジン負荷に相当）に応じて可変設定される。

この噴射パターンは、例えば上記ＲＯＭに記憶保持された所定のマップ（噴射制御用マップ、数式でも可）及び補正係数に基づいて取得される。詳しくは、例えば予め上記所定パラメータ（ステップＳ１１）の想定される範囲について試験により最適噴射パターン（適合値）を求め、その噴射制御用マップに書き込んでおく。

この噴射パターンは、例えば噴射段数（１燃焼サイクル中の噴射回数）、並びにそれら各噴射の噴射時期（噴射タイミング）及び噴射時間（噴射量に相当）等のパラメータにより定められるものである。こうして、上記噴射制御用マップは、それらパラメータと最適噴射パターンとの関係を示すものとなっている。

そして、この噴射制御用マップで取得された噴射パターンを、別途更新されている補正係数（例えばＥＣＵ３０内のＥＥＰＲＯＭに記憶）に基づいて補正する（例えば「設定値＝マップ上の値／補正係数」なる演算を行う）ことで、その時に噴射すべき噴射パターン、ひいてはその噴射パターンに対応した上記インジェクタ２０に対する噴射指令信号を得る。補正係数（厳密には複数種の係数のうちの所定の係数）は、別途の処理により内燃機関の運転中に逐次更新されている。

こうして設定された噴射パターン、ひいてはその噴射パターンに対応する指令値（噴射指令信号）は、続くステップＳ１３で使用される。すなわち、同ステップＳ１３では、その指令値（噴射指令信号）に基づいて（詳しくは上記インジェクタ２０へその噴射指令信号を出力して）、同インジェクタ２０の駆動を制御する。そして、このインジェクタ２０の駆動制御をもって、図３の一連の処理を終了する。

次に、インジェクタ２０から燃料を噴射する際の実際の噴射状態を検出（算出）する処理について、図４を用いて説明する。

図４に示す一連の処理は、所定周期（例えば先述のＣＰＵが行う演算周期）又は所定のクランク角度毎に、ＥＣＵ３０のマイコンにより実行される。まずステップＳ２１で、燃圧センサ２０ａの出力値（検出圧力）を取り込む。この取り込み処理は複数の燃圧センサ２０ａの各々について実行される。また、取り込んだ検出圧力に対し、ノイズ等を除去するフィルタ処理を施すことが望ましい。

以下、ステップＳ２１の取り込み処理について、図５を用いて詳細に説明する。

図５（ａ）は、図３のステップＳ１３にてインジェクタ２０に出力される噴射指令信号を示しており、この指令信号のパルスオンによりソレノイド２０ｂが作動して噴孔２０ｆが開弁する。つまり、噴射指令信号のパルスオン時期Ｉｓにより噴射開始が指令され、パルスオフ時期Ｉｅにより噴射終了が指令される。よって、指令信号のパルスオン期間（噴射指令期間）により噴孔２０ｆの開弁時間Ｔｑを制御することで、噴射量Ｑを制御している。図５（ｂ）は、上記噴射指令に伴い生じる噴孔２０ｆからの燃料噴射率の変化（推移）を示し、図５（ｃ）は、噴射率の変化に伴い生じる燃圧センサ２０ａの出力値（検出圧力）の変化（圧力波形）を示す。なお、図５は噴孔２０ｆを１回開閉させた場合の各種変化の一例である。

そして、ＥＣＵ３０は、図４の処理とは別のサブルーチン処理により、燃圧センサ２０ａの出力値を検出しており、そのサブルーチン処理では燃圧センサ２０ａの出力値を、該センサ出力で圧力推移波形の軌跡（図５（ｃ）にて例示される軌跡）が描かれる程度に短い間隔（図４の処理周期よりも短い間隔）にて逐次取得している。具体的には、５０μｓｅｃよりも短い間隔（より望ましくは２０μｓｅｃ）でセンサ出力を逐次取得し、このように逐次取得した値を上記ステップＳ２１では取り込んでいる。

燃圧センサ２０ａの検出圧力の変動と噴射率の変化とは以下に説明する相関があるため、検出圧力の変動波形から噴射率の推移波形を推定することができる。

図５（ｂ）に示す噴射率の変化について説明すると、先ず、符号Ｉｓの時点でソレノイド２０ｂへの通電を開始した後、噴孔２０ｆから燃料が噴射開始されることに伴い、噴射率は変化点Ｒ３にて上昇を開始する。つまり実際の噴射が開始される。その後、変化点Ｒ４にて最大噴射率に到達し、噴射率の上昇は停止する。これは、Ｒ３の時点でニードル弁２０ｃがリフトアップを開始してＲ４の時点でリフトアップ量が最大になったことに起因する。

なお、本明細書における「変化点」は次のように定義される。すなわち、噴射率（又は燃圧センサ２０ａの検出圧力）の２階微分値を算出し、その２階微分値の変化を示す波形の極値（変化が最大となる点）、つまり２階微分値波形の変曲点が、噴射率又は検出圧力の波形の変化点である。

次に、符号Ｉｅの時点でソレノイド２０ｂへの通電を遮断した後、変化点Ｒ７にて噴射率は下降を開始する。その後、変化点Ｒ８にて噴射率はゼロとなり、実際の噴射が終了する。これは、Ｒ７の時点でニードル弁２０ｃがリフトダウンを開始し、Ｒ８の時点で完全にリフトダウンして噴孔２０ｆが閉弁されたことに起因する。

図５（ｃ）に示す燃圧センサ２０ａの検出圧力の変化について説明すると、変化点Ｐ１以前の圧力Ｐ０は噴射指令開始時点Ｉｓでの燃料供給圧力であり、先ず、駆動電流がソレノイド２０ｂに流れた後、噴射率がＲ３の時点で上昇を開始する前に、検出圧力は変化点Ｐ１にて下降する。これは、Ｐ１の時点で制御弁２３がリーク孔２４を開放し、背圧室Ｃｄが減圧処理されることに起因する。その後、背圧室Ｃｄが十分に減圧された時点で、変化点Ｐ２にてＰ１からの下降が一旦停止する。これは、リーク孔２４が完全に開放されたことで、リーク量がリーク孔２４の径に依存して一定となることに起因する。

次に、Ｒ３の時点で噴射率が上昇を開始したことに伴い、検出圧力は変化点Ｐ３にて下降を開始する。その後、Ｒ４の時点で噴射率が最大噴射率に到達したことに伴い、検出圧力の下降は変化点Ｐ４にて停止する。なお、変化点Ｐ３からＰ４までの降下量は、Ｐ１からＰ２までの降下量に比べて大きい。

次に、検出圧力は変化点Ｐ５にて上昇する。これは、Ｐ５の時点で制御弁２３がリーク孔２４を閉塞し、背圧室Ｃｄが増圧処理されることに起因する。その後、背圧室Ｃｄが十分に増圧された時点で、変化点Ｐ６にてＰ５からの上昇が一旦停止する。

次に、Ｒ７の時点で噴射率が下降を開始したことに伴い、検出圧力は変化点Ｐ７にて上昇を開始する。その後、Ｒ８の時点で噴射率がゼロになり実際の噴射が終了したことに伴い、検出圧力の上昇は変化点Ｐ８にて停止する。なお、変化点Ｐ７から変化点Ｐ８までの上昇量はＰ５からＰ６までの上昇量に比べて大きい。Ｐ８以降の検出圧力は、一定の周期Ｔ１０で下降と上昇を繰り返しながら減衰する。

以上により、燃圧センサ２０ａによる検出圧力の変動のうち変化点Ｐ３，Ｐ４，Ｐ７及びＰ８を検出することで、噴射率の上昇開始時点Ｒ３（実噴射開始時期）、最大噴射率到達時点Ｒ４、噴射率下降開始時点Ｒ７及び下降終了時点Ｒ８（実噴射終了時期）等を推定することができる。また、以下に説明する検出圧力の変動と噴射率の変化との相関関係に基づき、検出圧力の変動から噴射率の変化を推定できる。

つまり、検出圧力の変化点Ｐ３からＰ４までの圧力下降率Ｐαと、噴射率の変化点Ｒ３からＲ４までの噴射率上昇率Ｒαとは相関がある。変化点Ｐ７からＰ８までの圧力上昇率Ｐγと変化点Ｒ７からＲ８までの噴射率下降率Ｒγとは相関がある。変化点Ｐ３からＰ４までの圧力降下量Ｐβ（最大圧力降下量）と変化点Ｒ３からＲ４までの噴射率上昇量Ｒβ（最大噴射率）とは相関がある。よって、燃圧センサ２０ａによる検出圧力の変動から圧力下降率Ｐα、圧力上昇率Ｐγ及び最大圧力降下量Ｐβを検出することで、噴射率上昇率Ｒα、噴射率下降率Ｒγ及び最大噴射率Ｒβを推定することができる。以上の如く噴射率の各種状態Ｒ３,Ｒ４,Ｒ７,Ｒ８,Ｒα,Ｒβ,Ｒγを推定することができ、よって、図５（ｂ）に示す燃料噴射率の変化（推移波形）を推定することができる。

さらに、実噴射開始から終了までの噴射率の積分値（斜線を付した符号Ｓに示す部分の面積）は噴射量Ｑに相当する。そして、検出圧力の変動波形のうち実噴射開始から終了までの噴射率変化に対応する部分（変化点Ｐ３〜Ｐ８の部分）の圧力の積分値と噴射率の積分値Ｓとは相関がある。よって、燃圧センサ２０ａによる検出圧力の変動から圧力積分値を算出することで、噴射量Ｑに相当する噴射率積分値Ｓを推定することができる。以上により、燃圧センサ２０ａは、インジェクタ２０に供給される燃料の圧力を噴射量に関連する物理量として検出する噴射量センサとして機能していると言える。

図４の説明に戻り、先述のステップＳ２１に続くステップＳ２２において、検出対象となっている噴射が多段噴射のうち２段目以降の噴射であるか否かを判定する。２段目以降の噴射であると判定された場合には（Ｓ２２：ＹＥＳ）、続くステップＳ２３において、ステップＳ２１で取得した検出圧力値の波形（圧力波形）に対して以下に説明するうねり消し処理を行う。

図６〜図９において、（ａ）はインジェクタ２０に対する指令信号（駆動電流）を示すタイミングチャート、（ｂ）は、その指令信号に基づき変動が生じた検出圧力の波形を示すタイミングチャートである。

ここで、１燃焼サイクルあたりに複数回燃料を噴射させる多段噴射制御を実行する場合には次の点に留意する必要がある。すなわち、前記変動波形のうち１回目噴射以降のｎ回目噴射に対応する部分の変動パターンには、ｎ回目より前のｍ回目噴射（本実施形態では１回目噴射）に伴い変動する圧力波形のうち噴射終了後に対応する部分（図５中の一点鎖線Ｐｅに示す部分）の変動パターンが重畳（干渉）する。以下、前記変動パターンを噴射後変動パターンＰｅ（余波）と呼ぶ。

より具体的に説明すると、図６に示されるように１燃焼サイクルあたりに２回噴射を行った場合では、図６（ａ）中に実線Ｌ２ａにて示す通電パルスに対して、図７（ｂ）に実線Ｌ２ｂにて示す圧力波形となっている。すなわち、図中に示す２つの噴射のうち、後段側の噴射（後段噴射）の噴射開始タイミング近傍においては、この後段噴射のみに起因した変動パターンと前段側の噴射（前段噴射）の変動パターンとが互いに干渉してしまっており、後段噴射のみに起因した変動パターンを認識することは困難である。

図７に示されるように、前段噴射のみを行った場合では、図７（ａ）中に実線Ｌ１ａにて示す通電パルスに対して、図７（ｂ）に実線Ｌ１ｂにて示す圧力波形（ｍ回目噴射波形成分）となっている。図８は、図６の圧力波形（実線Ｌ２ａ，Ｌ２ｂ）と図７の圧力波形（破線Ｌ１ａ，Ｌ１ｂ）とを重ねて示したものである。そして、図６の圧力波形Ｌ２ｂから図７の圧力波形Ｌ１ｂを減算（対応箇所をそれぞれ減算）して差し引けば、図９に示すように後段噴射のみに起因した変動パターン（実線Ｌ２ｃ）を抽出することができる。

したがって、図４のステップＳ２１にて取り込んだ燃圧センサ２０ａの圧力波形のうち２段目以降の噴射に対する圧力波形に対しては、圧力波形Ｌ２ｂから圧力波形Ｌ１ｂを差し引いて抽出した変動パターンＬ２ｃとするよう処理（うねり消し処理）する。

図４の説明に戻り、続くステップＳ２４においては、検出対象となっている噴射が１段目の噴射であると判定されている場合には（Ｓ２２：ＮＯ）、ステップＳ２１で取得した検出圧力値（圧力波形）を微分演算することにより、圧力微分値の波形（図１０（ｃ）参照）を取得する。２段目以降の噴射の場合には（Ｓ２２：ＹＥＳ）、ステップＳ２３にてうねり消し処理が施された後の検出圧力値（圧力波形）を微分演算する。

ここで、図１０について説明すると、図１０（ａ）は、先述した噴射指令信号の駆動パルスを示しており、このパルスオン時期Ｉｓが噴射開始を指令した時期となる。図１０（ｂ）は、図５（ｃ）と同様にして噴射率変化に伴い生じる燃圧センサ２０ａの出力値（検出圧力）の変化（圧力波形）を示す。

但し、図１０は図５に比べて噴射量が少ない場合であり、図５（ｃ）中の点線に示す波形が図１０（ｂ）の波形に対応する。そのため、図５で現れていた変化点Ｐ４，Ｐ５，Ｐ６は図１０では現れない。また、図１０は、先述したうねり消し処理や、各種フィルタ処理が施された後の圧力波形であり、これらの処理の影響を受けて、図５で現れていた変化点Ｐ１，Ｐ２は消滅している。

そして、図１０（ｂ）中の変化点Ｐ３ａは、図５（ｃ）中の変化点Ｐ３に対応するもので、噴射率が上昇を開始したことに伴い、検出圧力が下降を開始する点である。また、図１０（ｂ）中の変化点Ｐ７ａは、図５（ｃ）中の変化点Ｐ７に対応するもので、噴射率が下降を開始したことに伴い、検出圧力が上昇を開始する点である。また、図１０（ｂ）中の変化点Ｐ８ａは、図５（ｃ）中の変化点Ｐ８に対応するもので、噴射率がゼロになり噴射が終了したことに伴い、検出圧力が上昇を終了した点である。

そして、図１０（ｃ）は、このように噴射量が少ない場合の圧力波形であって、うねり消し処理や各種フィルタ処理が施された後の圧力波形に対する、微分値の波形を示している。

図４の説明に戻り、続くステップＳ２５〜Ｓ２８では、ステップＳ２４にて取得した圧力微分値を用いて、図５（ｂ）に示す各種噴射状態を算出する。つまり、ステップＳ２５では燃料の噴射開始時期Ｒ３を、ステップＳ２６では噴射終了時期Ｒ８を、ステップＳ２７では最大噴射率到達時期Ｒ４及び噴射率下降開始時期Ｒ７を、ステップＳ２８では最大噴射率Ｒβをそれぞれ算出する。なお、図１０の如く噴射量が少ない場合には、最大噴射率到達時期Ｒ４及び噴射率下降開始時期Ｒ７は一致することとなる。

そして、続くステップＳ２９では、ステップＳ２５〜Ｓ２８にて算出した噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβ，Ｒ４，Ｒ７に基づき、実噴射開始から終了までの噴射率の積分値（斜線を付した符号Ｓに示す部分の面積）を算出し、その算出結果を実際の噴射量Ｑとする。

前記面積Ｓは、噴射量が多い図５の場合には台形に近い形状となり、噴射量が少ない図１０の場合には三角形に近い形状となる。なお、上記噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβ，Ｒ４，Ｒ７の他に、噴射率の上昇率Ｒα及び噴射率の下降率Ｒγを圧力波形から算出し、これらの上昇率Ｒα及び下降率Ｒγを加味して噴射率の積分値Ｓ（噴射量Ｑ）を算出するようにしてもよい。

次に、ステップＳ２５，Ｓ２７〜Ｓ２８における算出手法について、図１０に基づき詳細に説明する。

ステップＳ２５における噴射開始時期Ｒ３の算出では、噴射指令のパルスオン時期Ｉｓ以降において、ステップＳ２４で算出した微分値が予め設定した閾値ＴＨよりも小さくなった時刻ｔ１を検出する。この時刻ｔ１を変化点Ｐ３ａの出現時期として算出する。

ステップＳ２７における最大噴射率到達時期Ｒ４（＝噴射率下降開始時期Ｒ７）の算出では、噴射指令のパルスオン時期Ｉｓ以降、かつ、前記微分値が極小値となった以降（ｔ２以降）において、前記微分値がゼロとなった時刻ｔ３を検出する。この時刻ｔ３を変化点Ｐ７ａの出現時期として算出する。但し、先述した伝播遅れ時間を加味して、変化点Ｐ７ａの出現時期ｔ３から所定の遅延時間を差し引いた時刻を最大噴射率到達時期Ｒ４（＝噴射率下降開始時期Ｒ７）として算出する。

ステップＳ２８における最大噴射率Ｒβの算出では、ステップＳ２７で算出した出現時期ｔ３における検出圧力値と、後述する基準圧力Ｐｓ（ｎ）との差分を、最大圧力降下量Ｐβとして算出し、算出した最大圧力降下量Ｐβに比例定数を乗算して得た値を最大噴射率Ｒβとして算出する。

次に、本発明の要部であるステップＳ２６での噴射終了時期Ｒ８の算出手法について、図１０及び図１１に基づき詳細に説明する。

図１１は、上記ステップＳ２６における処理手順の詳細を示すフローチャートであり、先ずステップＳ１０１〜Ｓ１０６において、噴射段数に応じた基準圧力Ｐｓ（ｎ）を算出する。なお、上記「ｎ」は多段噴射における噴射段数を示す。

詳細には、先ずステップＳ１０１において、検出対象となっている噴射が多段噴射のうち２段目以降の噴射であるか否かを判定する。１段目の噴射であると判定された場合には（Ｓ１０１：ＮＯ）、続くステップＳ１０２（基準圧力算出手段）において、噴射開始時期より前の特定期間Ｔ１２における検出圧力値の平均Ｐａｖｅを算出し、当該平均値Ｐａｖｅを基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）として算出する。特定期間Ｔ１２は、噴射指令開始時点Ｉｓを含むその前後の期間に設定されている。

一方、２段目以降の噴射であると判定された場合には（Ｓ１０１：ＹＥＳ）、続くステップＳ１０３において、前段噴射までの噴射量に応じて生じた圧力低下量ΔＰ１（図５（ｃ）参照）を算出する。なお、当該算出に用いる噴射量は、ステップＳ２９で算出した噴射量Ｑや、噴射指令期間Ｉｓ〜Ｉｅの長さに基づき算出される噴射量を用いればよい。そして、噴射量Ｑと圧力低下量ΔＰ１とを関連付けたマップをＥＣＵ３０に予め記憶させておき、当該マップを用いて噴射量Ｑに基づき圧力低下量ΔＰ１を算出すればよい。

ここで、上記圧力低下量ΔＰ１について図５（ｃ）を用いて詳細に説明する。先述した通り、Ｐ８以降の検出圧力は、一定の周期Ｔ１０で下降と上昇を繰り返しながら減衰して一定の値に収束しようとするが、その収束値Ｐｕ（ｎ）が次段の噴射開始圧力となる。そして、ｎ−１段目噴射とｎ段目噴射とのインターバルが短い場合には、ｎ段目の収束値Ｐｕ（ｎ）はｎ−１段目の収束値Ｐｕ（ｎ）よりも低くなる。この低くなった分が前記圧力低下量ΔＰ１であり、この圧力低下量ΔＰ１の大きさはｎ−１段目の噴射量に依存する。つまり、ｎ−１段目の噴射量が多いほど圧力低下量ΔＰ１は大きくなり、ｎ段目の噴射にかかる収束値Ｐｕ（ｎ）は低くなる。

次に、上記ステップＳ１０３に続くステップＳ１０４において、前段噴射にかかる基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ−１）からステップＳ１０３で算出した圧力低下量ΔＰ１を減算し、その減算結果を基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）として算出する。

例えば、検出対象となっている噴射が２段目噴射である場合には、ステップＳ１０２で算出した１段目噴射にかかる基準圧力ベース値Ｐｓｂ（１）から圧力低下量ΔＰ１を減算した値を、基準圧力ベース値Ｐｓｂ（２）として算出する。なお、前記インターバルが十分に長い場合には、圧力低下量ΔＰ１はゼロに近づくため、先述した収束値Ｐｕ（ｎ−１）は基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）とほぼ一致することとなる。

続くステップＳ１０５では、リーク孔２４からの燃料のリーク量に応じて生じた圧力降下量ΔＰ２（図５（ｃ）参照）を算出する。

ここで、上記圧力降下量ΔＰ２について図５（ｃ）を用いて詳細に説明する。噴射指令の出力に伴い制御弁２３が開弁した後、十分な量の燃料がリーク孔２４から流出して背圧が低下した時点で、ニードル弁２０ｃは開弁作動を開始して実際の燃料噴射が開始される。したがって、制御弁２３が開弁してからニードル弁２０ｃが開弁するまでの間、燃料噴射が為されていないにも拘わらずリークの分だけ検出圧力は降下する。この降下した分が前記圧力降下量ΔＰ２である。圧力降下量ΔＰ２は、予め設定した定数としてもよいし、ステップＳ１０２で算出した圧力平均値Ｐａｖｅに応じて可変設定してもよい。つまり、圧力平均値Ｐａｖｅの値が大きいほど、圧力降下量ΔＰ２を大きい値に設定する。

続くステップＳ１０６では、ステップＳ１０２又はＳ１０４で算出した基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）から、ステップＳ１０５で算出した圧力降下量ΔＰ２を減算し、その減算結果を基準圧力Ｐｓ（ｎ）として算出する。以上により、ステップＳ１０１〜Ｓ１０６の処理によって噴射段数に応じた基準圧力Ｐｓ（ｎ）が算出される。

次のステップＳ１０７，Ｓ１０８（モデル化手段）では、圧力波形のうち、噴射率降下に伴い圧力上昇している期間における上昇波形（図１０中の一点鎖線Ａ１に示す部分の波形）を数式で表すようモデル化する。

図１０を参酌しつつ詳細に説明すると、先ずステップＳ１０７において、噴射指令のパルスオン時期Ｉｓ以降のうち、ステップＳ２４で算出した微分値が最初に極大値となった時刻ｔ４、つまり圧力微分最大点（特定のポイント）を検出する。

続くステップＳ１０８では、上昇波形Ａ１のうち、ステップＳ１０７で検出した時刻ｔ４（圧力微分最大点）における接線を、経過時間ｔの関数ｆ（ｔ）で表す。このように、圧力波形のうち時刻ｔ４における接線を表す関数ｆ（ｔ）が、上述のモデル化した数式（モデル式）に相当する。この関数ｆ（ｔ）は一次関数であり、図１０中の点線に示す直線である。

続くステップＳ１０９（噴射終了時期算出手段）では、ステップＳ１０６で算出した基準圧力Ｐｓ（ｎ）及びステップＳ１０８でモデル化した数式（モデル式ｆ（ｔ））に基づき、噴射終了時期Ｒ８を算出する。

詳細には、基準圧力Ｐｓ（ｎ）を関数ｆ（ｔ）に代入して得られる時刻ｔを、噴射終了時期Ｒ８として算出する。つまり、基準圧力Ｐｓ（ｎ）は図１０中の点線に示す水平線で表され、この基準圧力Ｐｓ（ｎ）を示す点線と関数ｆ（ｔ）を示す点線との交点の時刻ｔｅを、噴射終了時期Ｒ８として算出する。

なお、上記図１１の説明では、図１０の如く変化点Ｐ４，Ｐ５，Ｐ６が現れない小流量の場合について説明したが、図５の如く変化点Ｐ４，Ｐ５，Ｐ６が現れる大流量の場合についても図１１の処理を同様に実施すればよい。つまり、図５（ｃ）に示す圧力波形のうち変化点Ｐ７〜Ｐ８にかけての部分である上昇波形に基づき噴射終了時期Ｒ８を算出すればよい。

以上により、図４及び図１１の一連の処理が終了し、ステップＳ２５〜Ｓ２８で算出した各種噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβ，Ｒ４，Ｒ７、及びステップＳ２９で算出した実際の燃料噴射量Ｑは、図３のステップＳ１１で用いる先述の噴射制御用マップの更新（学習）等に用いられる。これにより、実際の噴射量等に基づき噴射制御用マップの更新できるので、インジェクタ２０の機差ばらつきや経年劣化等に応じて噴射制御用マップを最適化することを、高精度で実現できる。

以上詳述した本実施形態によれば、以下の効果が得られるようになる。

（１）燃圧センサ２０ａにより検出された圧力波形に現れる上昇波形Ａ１は、外乱の影響を受けにくく形状が安定している。つまり、上昇波形Ａ１のモデル式ｆ（ｔ）の傾き及び切片は、外乱の影響を受けにくく、噴射終了時期Ｒ８と相関性の高い一定の値となる。したがって、上昇波形Ａ１のモデル式ｆ（ｔ）に基準圧力Ｐｓ（ｎ）を代入して得られる時刻ｔｅを、噴射終了時期Ｒ８として算出する本実施形態によれば、噴射終了時期Ｒ８を精度良く算出できる。

（２）上昇波形Ａ１のうち圧力微分最大点ｔ４における接線をモデル式ｆ（ｔ）として算出する。これによれば、上昇波形Ａ１は外乱の影響を受けにくいため、圧力微分最大点が現れる時刻ｔ４が上昇波形Ａ１の範囲内にあれば、その出現時刻ｔ４がばらついたとしてもモデル式ｆ（ｔ）は大きく変化しない。よって、噴射終了時期Ｒ８を精度良く算出できる。

（３）噴射開始指令時点Ｉｓを含むその前後の特定期間Ｔ１２における圧力の平均値Ｐａｖｅに基づき基準圧力Ｐｓ（ｎ）を算出するので、図１３（ｂ）中の点線Ｌ３に示すように、圧力波形が噴射開始時期以前から外乱により変動した波形となっている場合であっても、基準圧力Ｐｓ（ｎ）が前記変動の影響を受けにくくなり、ひいては噴射終了時期Ｒ８の算出精度を向上できる。

なお、図１３（ｂ）中の実線Ｌ１は、１燃焼サイクル中に１回だけ噴射を行った場合の圧力波形であるのに対し、多段噴射を行った場合において２段目以降の噴射に伴い生じる圧力波形は、点線Ｌ３に示すように脈動した波形となる。この脈動は、前段噴射に伴い生じた圧力変動の余波（図１３（ｂ）中の一点鎖線Ａ０参照）が重畳することにより生じるものである。

（４）２段目以降の噴射終了時期算出に用いる基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）は、１段目噴射にかかる平均値Ｐａｖｅ（基準圧力ベース値Ｐｓｂ（１））に基づき算出するので、インターバルが短く２段目以降の噴射にかかる平均値Ｐａｖｅを精度良く算出できない場合であっても、２段目以降の噴射にかかる基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）を精度良く算出できる。よって、インターバルが短い場合であっても、２段目以降の噴射終了時期Ｒ８を高精度で算出できる。

（５）前段噴射までの噴射量に応じて生じた圧力低下量ΔＰ１を、前段噴射にかかる基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ−１）から減算し、その減算結果を、検出対象となっている噴射段の基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）として算出する。つまり、１段目噴射にかかる平均値Ｐａｖｅに基づき２段目以降の基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）として算出するにあたり、その時の噴射量Ｑに応じて生じた圧力低下量ΔＰ１を加味して基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）を算出するので、２段目以降の噴射終了時期Ｒ８の算出に用いる基準圧力Ｐｓ（ｎ）を実際の噴射開始圧力に精度良く近づけることができ、ひいては２段目以降の噴射終了時期Ｒ８の算出精度を向上できる。

（６）制御弁２３が開弁してからニードル弁２０ｃが開弁するまでのリーク量に応じて生じた圧力降下量ΔＰ２を、基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）から減算し、その減算結果を、検出対象となっている噴射段の基準圧力Ｐｓ（ｎ）として算出する。そのため、噴射終了時期Ｒ８の算出に用いる基準圧力Ｐｓ（ｎ）を実際の噴射開始圧力に精度良く近づけることができ、ひいては噴射終了時期Ｒ８の算出精度を向上できる。

（第２実施形態）
上記第１実施形態では、圧力微分最大点の出現時刻ｔ４における接線を、モデル式ｆ（ｔ）として算出しているのに対し、本実施形態では、図１２に示すように、上昇波形Ａ１中の２つの特定ポイントＰ１１ａ，Ｐ１２ａを通る直線をモデル式ｆ（ｔ）として算出する。そして、このように算出したモデル式の関数ｆ（ｔ）を示す点線と、上記第１実施形態と同様にして算出された基準圧力Ｐｓ（ｎ）を示す点線との交点の時刻ｔeを、噴射終了時期Ｒ８として算出する。

なお、上記特定ポイントＰ１１ａ，Ｐ１２ａは、例えば圧力微分最大点の出現時刻ｔ４から所定時間前後にずらした時刻ｔ４１，ｔ４２における上昇波形Ａ１中の圧力値Ｐ１１ａ，Ｐ１２ａとすればよい。

以上により、本実施形態によっても上記第１実施形態と同様の効果が発揮される。また、本実施形態の変形例として、特定ポイントＰ１１ａ，Ｐ１２ａを３点以上設定し、これらの特定ポイントと関数ｆ（ｔ）との距離の総和が最小となるよう、最小二乗法により関数ｆ（ｔ）を算出してもよい。

（他の実施形態）
本発明は上記実施形態の記載内容に限定されず、以下のように変更して実施してもよい。また、各実施形態の特徴的構成をそれぞれ任意に組み合わせるようにしてもよい。

・上記各実施形態では関数ｆ（ｔ）を経過時間ｔの一次関数とすることで、上昇波形Ａ１を直線でモデル化しているのに対し、関数ｆ（ｔ）を二次以上の高次関数として、上昇波形Ａ１を曲線でモデル化するようにしてもよい。

・上記各実施形態では上昇波形Ａ１を一本の直線でモデル化しているが、複数本の直線からなる折れ線でモデル化してもよい。この場合には、時刻の領域毎に異なる関数ｆ（ｔ）を用いることとなる。

・上記第１実施形態では、２段目以降の噴射終了時期算出に用いる基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ＞１）を、１段目噴射にかかる平均値Ｐａｖｅ（基準圧力ベース値Ｐｓｂ（１））に基づき、圧力低下量ΔＰ１を加味して算出しているが、基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ＞１）に基準圧力ベース値Ｐｓｂ（１）をそのまま用いるようにしてもよい。

・上昇波形Ａ１をモデル化するための関数ｆ（ｔ）を算出することなく、上昇波形Ａ１のうち特定のポイント（例えば第２実施形態で用いた２つの特定ポイントＰ１１ａ，Ｐ１２ａ）における圧力に基づき、噴射終了時期Ｒ８を直接算出するようにしてもよい。

・上記第１実施形態では、圧力低下量ΔＰ１を、ステップＳ２９で算出した前段噴射までの噴射量Ｑに基づき算出しているが、１段目噴射にかかる平均値Ｐａｖｅ（基準圧力ベース値Ｐｓｂ（１））の大きさに基づき、２段目以降の噴射にて生じる圧力低下量ΔＰ１を算出するようにしてもよい。この場合、基準圧力ベース値Ｐｓｂ（１）に加えて燃料温度にも基づき算出すれば、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力を実際の噴射終了圧力に近づける精度を向上できる。

・燃圧センサ２０ａをインジェクタ２０に取り付けるにあたり、上記実施形態では、インジェクタ２０の燃料流入口２２に燃圧センサ２０ａを取り付けているが、図２中の一点鎖線２００ａに示すようにハウジング２０ｅの内部に燃圧センサ２００ａを組み付けて、燃料流入口２２から噴孔２０ｆに至るまでの内部燃料通路２５の燃料圧力を検出するように構成してもよい。

そして、上述の如く燃料流入口２２に取り付ける場合には、ハウジング２０ｅの内部に取り付ける場合に比べて燃圧センサ２０ａの取付構造を簡素にできる。一方、ハウジング２０ｅの内部に取り付ける場合には、燃料流入口２２に取り付ける場合に比べて燃圧センサ２０ａの取り付け位置が噴孔２０ｆに近い位置となるので、噴孔２０ｆでの圧力変動をより的確に検出することができる。

・図２に例示した電磁駆動式のインジェクタ２０に替えて、ピエゾ駆動式のインジェクタを用いるようにしてもよい。また、リーク孔２４等からの圧力リークを伴わない燃料噴射弁、例えば駆動動力の伝達に背圧室Ｃｄを介さない直動式のインジェクタ（例えば近年開発されつつある直動式ピエゾインジェクタ）等を用いることもできる。そして、直動式のインジェクタを用いた場合には、噴射率の制御が容易となる。

１２…コモンレール（蓄圧容器）、２０…インジェクタ（燃料噴射弁）、２０ａ…燃圧センサ、２０ｃ…ニードル弁、２３…制御弁、２５…高圧通路、Ｃｄ…背圧室、Ｓ１０２…基準圧力算出手段、Ｓ１０７，Ｓ１０８…モデル化手段、Ｓ１０９…噴射終了時期算出手段。

Claims (14)

1. 蓄圧容器で蓄圧した燃料を燃料噴射弁から噴射する燃料噴射システムに適用された燃料噴射状態検出装置であって、
   前記蓄圧容器から前記燃料噴射弁の噴孔に至るまでの燃料通路のうち前記蓄圧容器に対して前記噴孔に近い側に配置され、前記噴孔からの燃料噴射に伴い変動する燃料の圧力を検出する燃圧センサと、
   前記燃圧センサにより検出された圧力波形のうち、燃料の噴射率降下に伴い圧力上昇している期間における上昇波形に基づいて、実際の噴射終了時期を算出する噴射終了時期算出手段と、
   を備えることを特徴とする燃料噴射状態検出装置。
2. 前記噴射終了時期算出手段は、前記上昇波形を数式で表すようモデル化するモデル化手段を有するとともに、前記モデル化手段によりモデル化された数式に基づき噴射終了時期を算出することを特徴とする請求項１に記載の燃料噴射状態検出装置。
3. 前記モデル化手段は、前記上昇波形を直線モデルにモデル化し、
   前記噴射終了時期算出手段は、前記直線モデルに基づき、噴射終了時期を算出することを特徴とする請求項２に記載の燃料噴射状態検出装置。
4. 前記モデル化手段は、前記上昇波形のうち特定のポイントにおける接線を前記直線モデルとすることを特徴とする請求項３に記載の燃料噴射状態検出装置。
5. 前記モデル化手段は、前記上昇波形の微分値が最大となるポイントを前記特定のポイントとすることを特徴とする請求項４に記載の燃料噴射状態検出装置。
6. 前記モデル化手段は、前記上昇波形のうち複数の特定ポイントに基づき前記直線モデルにモデル化することを特徴とする請求項３に記載の燃料噴射状態検出装置。
7. 前記モデル化手段は、前記複数の特定ポイントを通る直線を前記直線モデルとすることを特徴とする請求項６に記載の燃料噴射状態検出装置。
8. 前記モデル化手段は、前記複数の特定ポイントとの距離の総和が最小となる直線を前記直線モデルとすることを特徴とする請求項６に記載の燃料噴射状態検出装置。
9. 前記噴射終了時期算出手段は、
   前記燃圧センサにより検出された圧力のうち燃料噴射開始に伴う圧力降下が現れる直前の特定期間における圧力に基づき、基準圧力を算出する基準圧力算出手段を有するとともに、
   前記モデル化手段によりモデル化された数式において前記基準圧力となる時点に基づき、噴射終了時期を算出することを特徴とする請求項２〜８のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
10. 前記基準圧力算出手段は、燃料の噴射開始が指令された時点の前後における期間を前記特定期間とし、その特定期間における圧力の平均値を前記基準圧力として算出することを特徴とする請求項９に記載の燃料噴射状態検出装置。
11. １燃焼サイクルあたりに同一の前記燃料噴射弁から複数回噴射する多段噴射を実行可能な燃料噴射システムに適用され、
    前記基準圧力算出手段は、１段目の噴射に対して前記基準圧力を算出し、
    前記噴射終了時期算出手段は、１段目の噴射に対して算出された前記基準圧力に基づき、２段目以降の噴射終了時期を算出することを特徴とする請求項９又は１０に記載の燃料噴射状態検出装置。
12. 前記噴射終了時期算出手段は、１段目の噴射に対して算出された前記基準圧力から前段までの噴射量に応じた圧力低下量を減算し、この減算により得られた圧力を、２段目以降の噴射終了時期の算出に用いる基準圧力とすることを特徴とする請求項１１に記載の燃料噴射状態検出装置。
13. 前記圧力低下量を、１段目の噴射に対して算出された前記基準圧力の大きさを加味して算出することを特徴とする請求項１２に記載の燃料噴射状態検出装置。
14. 前記燃料噴射弁は、
    前記噴孔へ燃料を供給する高圧通路と、
    前記高圧通路の一部を開閉することで前記噴孔からの噴射状態を制御するニードル弁と、
    前記高圧通路の燃料を流入させて前記ニードル弁に背圧を付与する背圧室と、
    前記背圧室からの燃料のリーク量を制御することで前記背圧を制御する制御弁と、
    を備えて構成されており、
    前記基準圧力算出手段は、前記制御弁を開弁させてから前記ニードルが開弁するまでのリーク期間に生じる圧力降下量を加味して、前記基準圧力を算出することを特徴とする請求項９〜１３のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。

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