JP2010223185A - 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最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期の少なくとも一方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、燃料の噴射率上昇に伴い圧力降下している期間における降下波形、及び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、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期を算出する。例えば、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期が同じ時期となるような小噴射の場合において、モデル化手段により降下波形及び上昇波形を数式（モデル式ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ））で表すようモデル化し、両モデル式ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）の交点における時期（交点時期ｔｉｎｔ）を、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期最大噴射率として算出する。
【選択図】 図１３

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、最大噴射率到達時期及び噴射量等、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降下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、その燃圧降下の量（最大圧力降下量）を検出することで実際の最大噴射率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、最大噴射率に到達した時期、及び最大噴射率からの噴射率降下を開始した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１９（ａ）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１９（ｂ）中の実線Ｌ１に示すように変化する。そして、噴射を開始して噴射率（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Ｐ３ｂが出現する。その後、噴射率が最大になったことに伴い、圧力波形には圧力降下を終了する変化点Ｐ４ｂが出現する。なお、圧力降下が変化点Ｐ４ｂにて終了すると同時に上昇に転ずるのは、最大噴射率になった後も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である。その後、噴射終了が指令されて噴射率が下降することに伴い、圧力波形には圧力上昇を開始する変化点Ｐ７ｂが出現する。ちなみに、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Ｐ８ｂが出現する。

そこで、これらの変化点Ｐ４ｂ，Ｐ７ｂが出現する時期ｔ３１，ｔ３２を検出し、これらの検出時期ｔ３１，ｔ３２を最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期として算出している。具体的には、図１９（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、噴射開始に伴い圧力降下を開始した後、微分値が最初にゼロとなった時点ｔ３１を変化点Ｐ４ｂの出現時期（最大噴射率到達時期）として検出する。また、変化点Ｐ４ｂが出現した後、微分値が上昇して最初に閾値ＴＨを上回った時点ｔ３２を変化点Ｐ７ｂの出現時期（噴射率下降開始時期）として検出する。

しかしながら、１燃焼サイクル中に複数回噴射を行う多段噴射の場合には、前段噴射に伴い生じた圧力変動の余波（図１９（ｂ）中の一点鎖線Ａ０参照）が今回噴射の圧力波形に重畳することに起因して、圧力波形に脈動が生じる。すると、前記微分値にも脈動が生じるため、微分値を用いた上記算出手法では、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期を正確に算出できなくなる。特に、多段噴射のｎ段目の噴射とｎ＋１段目の噴射の間隔（インターバル）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。すると、圧力波形及び微分値の脈動が大きくなり、前記両時期の誤検出が顕著となる。

ちなみに、前記余波Ａ０等が圧力波形に重畳する他にも、例えば駆動パルスにより生じたノイズが重畳する等、各種外乱により圧力波形が乱れることがある。したがって、単段噴射の場合やインターバルが長い場合においても、外乱の影響を受けて圧力波形及びその微分値に脈動が生じてしまうため、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最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期の少なくとも一方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、燃料の噴射率上昇に伴い圧力降下している期間における降下波形、及び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、最大噴射率からの噴射率下降開始時期及び最大噴射率到達時期の少なくとも一方である変化時期を算出する変化時期算出手段と、を備えることを特徴とする。

燃料の噴射開始が指令されて燃料の噴射率（単位時間当りの噴射量）が上昇することに伴い、燃圧センサの検出圧力は降下していき、その後、噴射停止が指令されて噴射率が低下することに伴い、検出圧力は上昇していく。そして、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降下していく期間における部分の波形（図１９中の一点鎖線Ａ１に示す部分の降下波形）、及び前述のように上昇していく期間における部分の波形（図１５中の一点鎖線Ａ２に示す部分の上昇波形）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、これらの降下波形及び上昇波形は最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期（変化時期）と相関性が高い。

この点に着目した上記発明では、このような降下波形及び上昇波形に基づいて変化時期を算出するので、変化時期の算出結果が外乱の影響を受けにくくなる。よって、変化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、前記変化時期算出手段は、前記降下波形を数式で表すようモデル化する降下波形モデル化手段、及び前記上昇波形を数式で表すようモデル化する上昇波形モデル化手段を有するとともに、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式（降下モデル式）、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式（上昇モデル式）に基づき前記変化時期を算出することを特徴とする。

降下モデル式のうち上昇モデル式により特定される時期（例えば、降下モデル式と上昇モデル式との交点に相当する時期）は、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期（変化時期）と相関性が高い。したがって、両モデル式に基づき変化時期を算出する上記発明によれば、例えば、両モデル式の交点に相当する時期を算出し、その算出した交点時期に基づき変化時期を算出することができるので、変化時期の算出を容易に実現できる。したがって、上記発明に反し降下波形及び上昇波形をモデル化しない場合（例えば降下波形のうち特定の圧力となる時期を最大噴射率到達時期とする場合や、上昇波形のうち特定の圧力となる時期を噴射率下降開始時期とする場合）に比べて、変化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、前記変化時期算出手段は、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式の交点における時期を、交点時期として算出する交点時期算出手段を有するとともに、前記交点時期算出手段により算出された前記交点時期を前記変化時期として算出することを特徴とする。

両モデル式の交点に相当する時期（交点時期）は、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期（変化時期）と相関性が高いので、上記発明によれば変化時期を精度良く算出できる。

請求項４記載の発明では、前記変化時期算出手段は、前記燃圧センサにより検出された圧力のうち前記降下波形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と、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式の交点における圧力を、交点圧力として算出する交点圧力算出手段とを有する。そして、前記基準圧力と前記交点圧力との差分が所定の上限値より小さい場合には、前記交点時期に応じて前記最大噴射率到達時期又は前記噴射率下降開始時期を算出するとともに、前記差分が前記上限値を超えて大きい場合には、前記交点時期に拘わらず、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式において前記上限値となる時期を前記最大噴射率到達時期とし、前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式において前記上限値となる時期を前記噴射率下降開始時期として算出することを特徴とする。

先ず、上記請求項４記載の発明において、最大噴射率到達時期の算出についての効果を説明する。

例えば、噴孔へ燃料を供給する高圧通路の一部をニードル弁で開閉することで、噴孔からの噴射状態を制御する燃料噴射弁において、噴射開始初期段階では、高圧通路での燃料流量がニードル弁により絞られた状態であり、噴孔からの噴射量がニードル弁の開度に依存した状態となる。そして、前記開度が所定以上になると、噴孔で燃料が絞られた状態となり、噴射率は前記開度に拘わらず一定の率（最大噴射率）となる。

つまり、噴射開始初期段階においては、前記交点時期に基づき最大噴射率到達時期を精度良く算出できるものの、噴孔で燃料が絞られた状態においては、前記交点時期に基づき最大噴射率到達時期を算出しようとすると、噴孔で燃料が絞られた状態になった時期（上限値に達した時期）よりも遅い時期を最大噴射率到達時期として算出してしまうことが懸念される。よって、「噴孔で燃料が絞られた状態においては、交点時期に拘わらず、降下モデル式において所定の上限値ΔＰ３に対応する時期に基づき最大噴射率到達時期を算出した方が、最大噴射率到達時期を精度良く算出できる」との知見を得た。

この知見に基づき、上記発明では、基準圧力と交点圧力との差分が所定の上限値ΔＰ３より小さい場合には、ニードル弁により絞られた噴射開始初期段階の状態のまま噴射率低下を開始した状態であるとみなして、交点時期に基づき最大噴射率到達時期を算出するので当該時期を精度良く算出できる。一方、前記差分が所定の上限値ΔＰ３を超えて大きい場合には、噴孔で燃料が絞られた状態に達した後に噴射率低下を開始した状態であるとみなして、交点時期に拘わらず、降下モデル式において上限値ΔＰ３となる時期に基づき最大噴射率到達時期を算出するので、当該時期を精度良く算出できる。

次に、上記請求項４記載の発明において、噴射率下降開始時期の算出についての効果を説明する。

前記差分が所定の上限値ΔＰ３より小さい場合には、噴射率下降開始時期は最大噴射率到達時期と同じ時期になるのに対し、前記差分が所定の上限値ΔＰ３を超えて大きい場合には、最大噴射率の状態が継続した後に噴射率降下を開始しているので、両時期は異なる時期となる。よって、「噴孔で燃料が絞られた状態においては、交点時期に拘わらず、上昇モデル式において所定の上限値ΔＰ３に対応する時期に基づき最大噴射率到達時期を算出した方が、噴射率下降開始時期を精度良く算出できる」との知見を得た。

この知見に基づき、上記発明では、前記差分が所定の上限値ΔＰ３を超えて大きい場合には、交点時期に拘わらず、上昇モデル式において上限値ΔＰ３となる時期に基づき噴射率下降開始時期を算出するので、当該時期を精度良く算出できる。

請求項５記載の発明では、請求項１記載の発明と同様の燃圧センサを備えることを前提とする。そして、上述した上昇モデル式及び降下モデル式の交点における時期を、交点時期として算出する交点時期算出手段と、／上昇モデル式及び降下モデル式の交点における圧力を、交点圧力として算出する交点時期算出手段と、／前記燃圧センサにより検出された圧力のうち前記降下波形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と、／前記基準圧力と前記交点圧力との差分が所定値を超えて大きいか否かを判定する判定手段と、／前記差分が所定の上限値（図１５中に記載のΔＰ３参照）を超えて大きいと判定された場合には、前記交点時期に拘わらず、前記降下モデル式において前記上限値ΔＰ３となる時期を最大噴射率到達時期とし、前記上昇モデル式において前記上限値ΔＰ３となる時期を噴射率下降開始時期として算出する変化時期算出手段と、を備えることを特徴とする。

「噴孔で燃料が絞られた状態においては、交点時期に拘わらず、降下モデル式において所定の上限値ΔＰ３に対応する時期に基づき最大噴射率到達時期を算出した方が、最大噴射率到達時期を精度良く算出できる」との先述した知見に基づき、上記発明では、前記差分が所定の上限値ΔＰ３を超えて大きい場合には、噴孔で燃料が絞られた状態に達した後に噴射率低下を開始した状態であるとみなして、交点時期に拘わらず、降下モデル式において上限値ΔＰ３となる時期に基づき最大噴射率到達時期を算出するので、当該時期を精度良く算出できる。

また、「噴孔で燃料が絞られた状態においては、交点時期に拘わらず、上昇モデル式において所定の上限値ΔＰ３に対応する時期に基づき最大噴射率到達時期を算出した方が、噴射率下降開始時期を精度良く算出できる」との先述した知見に基づき、上記発明では、前記差分が所定の上限値ΔＰ３を超えて大きい場合には、交点時期に拘わらず、上昇モデル式において上限値ΔＰ３となる時期に基づき噴射率下降開始時期を算出するので、当該時期を精度良く算出できる。

請求項６記載の発明では、前記上限値ΔＰ３は、前記基準圧力の大きさに基づき可変設定されることを特徴とする。

先述した通り、噴孔で燃料が絞られた状態においては、噴孔からの噴射量はニードル弁による開度に拘わらず一定の量（上限量）となる。そして、この上限量はその時の基準圧力の大きさに応じて変化する。したがって、この点に着目した上記発明では、基準圧力の大きさに基づき上限値ΔＰ３を可変設定するので、変化時期の算出精度を向上できる。

請求項７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、ひいては変化時期を精度良く算出できる。

また、図１９（ｂ）中の点線Ｌ２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、ひいては変化時期を精度良く算出できる。

請求項８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、前記変化時期算出手段は、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段目以降の前記変化時期を算出することを特徴とする。

ここで、図１９（ｂ）に示すように、圧力波形のうち変化点Ｐ８ｂ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ｎ段目の噴射とｎ＋１段目の噴射の間隔（インターバル）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段目にかかる変化時期を算出するにあたり、降下波形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段目の変化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段目以降の変化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段目の前記各時期の算出に用いた基準圧力に基づき変化時期を算出する。したがって、２段目以降の変化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段目以降の変化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段目以降の変化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段目以降の変化時期について精度良く算出できる。

請求項９記載の発明では、前記変化時期算出手段は、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段目以降の前記変化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段目以降の変化時期の算出に用いる基準圧力とする。よって、２段目以降の変化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段目以降の変化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１０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段目以降の最大噴射率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段目以降の変化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１１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Ｐ３ｂ（図１９（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、ひいては変化時期の算出精度を向上できる。

請求項１２記載の発明では、前記降下波形モデル化手段は、前記降下波形を直線モデルにモデル化し、前記変化時期算出手段は、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された直線モデルを前記変化時期の算出に用い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、実際の降下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、降下波形を直線モデルにモデル化するので、曲線モデル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。

このように降下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。

・前記降下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１３）。この場合において、前記特定のポイントを、前記降下波形の微分値が最小となるポイントとする（請求項１４）。

・前記降下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１５）。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１６）、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１７）。

請求項１８記載の発明では、前記上昇波形モデル化手段は、前記上昇波形を直線モデルにモデル化し、前記変化時期算出手段は、前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された直線モデルを前記変化時期の算出に用い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１９）。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２０）。

・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２１）。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２２）、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２３）。

請求項２４記載の発明では、前記降下波形に基づき噴射開始時期を算出する噴射開始時期算出手段と、前記上昇波形に基づき噴射終了時期を算出する噴射終了時期算出手段と、前記降下波形及び前記上昇波形に基づき最大噴射率を算出する最大噴射率算出手段と、を備えることを特徴とする。

降下波形と噴射開始時期、上昇波形と噴射終了時期、降下波形及び上昇波形と最大噴射率は、それぞれ相関性が高いことを本発明者らは見出した。そして、先述した通り降下波形及び上昇波形は外乱の影響を受けにくく形状が安定しているので、上記発明によれば、噴射開始時期、噴射終了時期及び最大噴射率を精度良く検出することができる。

請求項２５記載の発明では、各々算出された前記噴射開始時期、前記噴射終了時期及び前記最大噴射率と、前記変化時期算出手段により算出された前記最大噴射率到達時期及び前記最大噴射率に基づき、噴射に伴い変化する噴射率の推移波形を算出する噴射率波形算出手段を備えることを特徴とする。

１回の燃料噴射中に変化する噴射率の推移波形（図１７参照）は、噴射開始時期、噴射終了時期及び最大噴射率、最大噴射率到達時期及び最大噴射率により特定できる。よって、上記発明によれば、噴射に伴い変化する噴射率の推移波形を高精度で算出できる。

請求項２６記載の発明では、各々算出された前記噴射開始時期、前記噴射終了時期及び前記最大噴射率と、前記変化時期算出手段により算出された前記最大噴射率到達時期及び前記噴射率下降開始時期とに基づき、燃料の噴射量を算出する噴射量算出手段を備えることを特徴とする。

１回の燃料噴射による噴射量は、噴射開始時期、噴射終了時期及び最大噴射率、最大噴射率到達時期及び最大噴射率により特定できる。特に、請求項２６記載の発明により算出された推移波形の面積を算出すれば、当該面積は噴射量に相当するので噴射量を高精度で算出できる。

請求項２７記載の発明では、前記噴射開始時期算出手段は、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式に基づき前記噴射開始時期を算出し、前記噴射終了時期算出手段は、前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式に基づき前記噴射終了時期を算出し、前記最大噴射率算出手段は、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式に基づき、前記最大噴射率を算出することを特徴とする。

上記発明によれば、先述した請求項２記載の発明と同様にしてモデル式を用いて噴射開始時期、噴射終了時期及び最大噴射率を算出するので、これらの算出を容易に実現でき好適である。

請求項２８記載の発明では、前記基準圧力と前記交点圧力との差分が所定の上限値（図１５中に記載のΔＰ３参照）より小さい場合には、前記交点圧力が低いほど大きい値となるよう最大噴射率を算出するとともに、前記差分が前記上限値ΔＰ３を超えて大きい場合には、前記交点圧力の大きさに拘わらず、前記上限値ΔＰ３に基づき最大噴射率を算出することを特徴とする。

例えば、噴孔へ燃料を供給する高圧通路の一部をニードル弁で開閉することで、噴孔からの噴射状態を制御する燃料噴射弁において、噴射開始初期段階では、高圧通路での燃料流量がニードル弁により絞られた状態であり、噴孔からの噴射量がニードル弁の開度に依存した状態となる。そして、前記開度が所定以上になると、噴孔で燃料が絞られた状態となり、噴射率は前記開度に拘わらず一定の率（上限率）となる。つまり、噴射開始初期段階においては、基準圧力と交点圧力との差分に基づき最大噴射率を精度良く算出できるものの、噴孔で燃料が絞られた状態においては、前記差分に基づき最大噴射率を算出しようとすると、上限を超えた値を最大噴射率として算出してしまうことが懸念される。よって、「噴孔で燃料が絞られた状態においては、交点圧力の大きさに拘わらず、所定の上限値ΔＰ３に基づき最大噴射率を算出した方が、最大噴射率を精度良く算出できる」との知見を得た。

この知見に基づき、上記発明では、基準圧力と交点圧力との差分が所定の上限値ΔＰ３より小さい場合には、ニードル弁により絞られた噴射開始初期段階の状態であるとみなして、交点圧力が低いほど大きい値となるよう最大噴射率を算出するので、最大噴射率を精度良く算出できる。一方、前記差分が所定の上限値ΔＰ３を超えて大きい場合には、噴孔で燃料が絞られた状態であるとみなして、交点圧力の大きさに拘わらず前記上限値ΔＰ３に基づき最大噴射率を算出するので、最大噴射率の算出結果が上限を超えて大きくなることを回避できる。

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、降下モデル式ｆ１（ｔ）及び上昇モデル式ｆ２（ｔ）の算出手法を説明する図。 第１実施形態において、噴射開始時期を算出する手順を示すフローチャート。 第１実施形態において、各種噴射状態の算出に用いる基準圧力の算出手順を示すフローチャート。 第１実施形態において、噴射終了時期を算出する手順を示すフローチャート。 第１実施形態において、最大噴射率を算出する手順を示すフローチャート。 第１実施形態において、モデル式ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）を用いて最大噴射率、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期を算出する手法の説明図。 第１実施形態において、最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期を算出する手順を示すフローチャート。 第１実施形態において、噴射率の推移波形及び噴射率を算出する手法の説明図。 本発明の第２実施形態において、降下モデル式ｆ１（ｔ）及び上昇モデル式ｆ２（ｔ）の算出手法を説明する図。 本発明者らが検討した最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期の算出手法と、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。詳細には、ニードル弁２０ｃの着座面２０ｇがハウジング２０ｅのシート面２０ｈに着座することで高圧通路２５が閉鎖され、着座面２０ｇがシート面２０ｈから離座することで高圧通路２５が開放される。

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（変化時期）、噴射率下降開始時点Ｒ７（変化時期）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（最大圧力降下量Ｐβ）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Ｒβを、ステップＳ２８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推移波形を算出する。続くステップＳ３０では、ステップＳ２９で算出した推移波形に基づき、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推移波形及び積分値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〜Ｓ３０における各々の算出手法について、図１０〜図１７に基づき詳細に説明する。
＜Ｓ２５：噴射開始時期の算出について＞
図１１は、ステップＳ２５（噴射開始時期算出手段）における噴射開始時期Ｒ３の算出処理手順を示すフローチャートであり、先ずステップＳ１０１，Ｓ１０２（降下波形モデル化手段）では、圧力波形のうち、燃料の噴射率上昇に伴い圧力降下している期間における降下波形（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Ｓ１０１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小値となった時刻ｔ２、つまり圧力微分最小点（特定のポイント）を検出する。

続くステップＳ１０２では、降下波形Ａ１のうち、ステップＳ１０１で検出した時刻ｔ２（圧力微分最小点）における接線を、経過時間ｔの関数ｆ１（ｔ）で表す。このように、圧力波形のうち時刻ｔ２における接線を表す関数ｆ１（ｔ）が、上述のモデル化した数式（降下モデル式）に相当する。この関数ｆ１（ｔ）は一次関数であり、図１０中の点線ｆ１（ｔ）に示す直線である。

続くステップＳ１０３では、以下に説明する図１２の処理で算出された基準圧力Ｐｓ（ｎ）を読み込む。図１２の処理は、噴射段数に応じた基準圧力Ｐｓ（ｎ）を算出する処理（基準圧力算出手段）である。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Ｓ２０１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（Ｓ２０１：ＮＯ）、続くステップＳ２０２（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（Ｓ２０１：ＹＥＳ）、続くステップＳ２０３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Ｓ３０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Ｓ２０３に続くステップＳ２０４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Ｓ２０３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Ｓ２０２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Ｓ２０５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Ｓ２０６では、ステップＳ２０２又はＳ２０４で算出した基準圧力ベース値Ｐｓｂ（ｎ）から、ステップＳ２０５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Ｓ２０１〜Ｓ２０６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。

図１１の説明に戻り、上記ステップＳ１０３に続くステップＳ１０４（噴射開始時期算出手段）では、ステップＳ１０３で読み込んだ基準圧力Ｐｓ（ｎ）及びステップＳ１０２でモデル化した数式（モデル式ｆ１（ｔ））に基づき、噴射開始時期Ｒ３を算出する。

詳細には、基準圧力Ｐｓ（ｎ）を関数ｆ１（ｔ）に代入して得られる時刻ｔを、噴射開始時期Ｒ３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ｆ１（ｔ）を示す点線との交点の時刻ｔｓを、噴射開始時期Ｒ３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、また、変化点Ｐ１，Ｐ２が現れるようなうねり消し処理の場合についても、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Ｐ３〜Ｐ４にかけての部分である降下波形に基づき噴射開始時期Ｒ３を算出すればよい。
＜Ｓ２６：噴射終了時期の算出について＞
図１３は、ステップＳ２６（噴射終了時期算出手段）における噴射開始時期Ｒ３の算出処理手順を示すフローチャートであり、先ずステップＳ３０１，Ｓ３０２（上昇波形モデル化手段）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Ａ２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Ｓ３０１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Ｓ３０２では、上昇波形Ａ２のうち、ステップＳ３０１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ｆ２（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ｆ２（ｔ）が、上述のモデル化した数式（上昇モデル式）に相当する。この関数ｆ２（ｔ）は一次関数であり、図１０中の点線ｆ２（ｔ）に示す直線である。

続くステップＳ３０３では、図１２で算出された先述の基準圧力Ｐｓ（ｎ）を読み込む。続くステップＳ３０４（噴射終了時期算出手段）では、ステップＳ３０３で読み込んだ基準圧力Ｐｓ（ｎ）及びステップＳ３０２でモデル化した数式（モデル式ｆ２（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ｆ２（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ｆ２（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１３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１３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。
＜Ｓ２７：最大噴射率の算出について＞
図１４は、ステップＳ２７（最大噴射率算出手段）における最大噴射率Ｒβの算出処理手順を示すフローチャートであり、先ずステップＳ６０１において、図１１のステップＳ１０２で算出した降下モデル式ｆ１（ｔ）を読み込み、続くステップＳ６０２において、図１３のステップＳ３０２で算出した上昇モデル式ｆ２（ｔ）を読み込む。

続くステップＳ６０３（交点圧力算出手段）では、ステップＳ６０１で読み込んだ降下モデル式ｆ１（ｔ）及びステップＳ６０２で読み込んだ上昇モデル式ｆ２（ｔ）に基づき、両モデル式の交点における圧力を交点圧力Ｐｉｎｔとして算出する。

続くステップＳ６０４では、図１２で算出された先述の基準圧力Ｐｓ（ｎ）を読み込む。続くステップＳ６０５では、以下に説明する噴孔絞り時の圧力降下量ΔＰ３（図１５参照）を算出する。この圧力降下量ΔＰ３（上限値）は、ステップＳ６０４で読み込んだ基準圧力Ｐｓ（ｎ）の値に基づき算出する。

図１５（ａ）中の実線は、図１０（ｂ）と同様の圧力波形であり、噴射量が少ない（例えば２ｍｍ³）小噴射時の圧力波形を示す。これに対し図１５（ｂ）中の実線は、噴射量が多い（例えば５０ｍｍ³）大噴射時の圧力波形を示す。また、図１５（ｂ）中の変化点Ｐ３ｂ，Ｐ４ｂ，Ｐ７ｂ，Ｐ８ｂは、それぞれ図５（ｃ）中の変化点Ｐ３，Ｐ４，Ｐ７，Ｐ８に対応する。

ニードル弁２０ｃの着座面２０ｇがハウジング２０ｅのシート面２０ｈからの離座を開始した直後でありリフト量が小さい時、つまり噴射開始初期段階では、高圧通路２５での燃料流量がシート面２０ｈと着座面２０ｇとの間で絞られた状態であり、噴孔２０ｆからの噴射量がニードル弁２０ｃのリフト量に依存した状態となっている。そして、前記リフト量が所定以上になると、噴孔２０ｆで燃料が絞られた状態となり、噴孔２０ｆからの噴射率は前記リフト量に拘わらず一定の率（上限率）となる。したがって、このように噴孔２０ｆで燃料が絞られた状態の時（噴孔絞り時）には、図５（ｂ）中のＲ４〜Ｒ７の期間に示すように噴射率は一定となる。一方、シート面２０ｈで燃料が絞られた状態の時（シート絞り時）には、図５（ｂ）中のＲ３〜Ｒ４の期間に示すように噴射率は、リフト量の増大に伴い上昇する。

以上の点を鑑みて、以下のステップＳ６０６〜Ｓ６０９（最大噴射率算出手段）において、図１５（ａ）の如くシート絞り状態となっている小噴射時においては、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２の形状に基づき最大圧力降下量Ｐβを算出し、最大噴射率Ｒβを算出する。一方、図１５（ｂ）の如く噴孔絞り状態となっている大噴射時においては、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２の形状に拘わらず、噴孔絞り時の圧力降下量ΔＰ３に基づき最大圧力降下量Ｐβを算出し、最大噴射率Ｒβを算出する。

すなわち、先ずステップＳ６０６において、シート絞り状態（小噴射）及び噴孔絞り状態（大噴射）のいずれであるかを判定する。具体的には、基準圧力Ｐｓ（ｎ）から交点圧力Ｐｉｎｔを減算し、この減算値（Ｐｓ（ｎ）とＰｉｎｔの差分）が圧力降下量ΔＰ３よりも小さいか否かを判定することで、いずれの絞り状態であるかを判定する。

Ｐｓ（ｎ）−Ｐｉｎｔ＜ΔＰ３であると判定された場合（Ｓ６０６：ＹＥＳ）には、シート絞り状態（小噴射）とみなし、続くステップＳ６０７において前記減算値（Ｐｓ（ｎ）−Ｐｉｎｔ）を最大圧力降下量Ｐβとする。一方、Ｐｓ（ｎ）−Ｐｉｎｔ≧ΔＰ３であると判定された場合（Ｓ６０６：ＮＯ）には、噴孔絞り状態（大噴射）とみなし、続くステップＳ６０８において圧力降下量ΔＰ３を最大圧力降下量Ｐβとする。

続くステップＳ６０９では、最大圧力降下量Ｐβは最大噴射率Ｒβと比例関係にあるとの知見に基づき、ステップＳ６０７又はＳ６０８で算出した最大圧力降下量Ｐβに所定の定数を乗算することで、最大噴射率Ｒβを算出する。
＜Ｓ２８：最大噴射率到達時期及び噴射率下降開始時期の算出について＞
図１６は、ステップＳ２７（変化時期算出手段）における最大噴射率到達時期Ｒ４及び噴射率下降開始時期Ｒ７の算出処理手順を示すフローチャートであり、先ずステップＳ７０１において、図１１のステップＳ１０２で算出した降下モデル式ｆ１（ｔ）を読み込み、続くステップＳ７０２において、図１３のステップＳ３０２で算出した上昇モデル式ｆ２（ｔ）を読み込む。

そして、ステップＳ７０３（交点時期算出手段）では、図１４のステップＳ６０３で算出した交点圧力Ｐｉｎｔを読み込み、続くステップＳ７０４では、図１２で算出された先述の基準圧力Ｐｓ（ｎ）を読み込み、続くステップＳ７０５では、図１４のステップＳ６０５で算出した圧力降下量ΔＰ３を読み込む。

そして、以下のステップＳ７０６〜Ｓ７１０（変化時期算出手段）において、図１５（ａ）の如くシート絞り状態となっている小噴射時においては、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２の形状に基づき最大噴射率到達時期Ｒ４及び噴射率下降開始時期Ｒ７を算出する。なお、この場合にはＲ４＝Ｒ７となる。

一方、図１５（ｂ）の如く噴孔絞り状態となっている大噴射時においては、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２の形状に拘わらず、噴孔絞り時の圧力降下量ΔＰ３に基づき最大圧力降下量Ｐβを算出し、最大圧力降下量Ｐβ及び降下波形Ａ１の形状に基づき最大噴射率到達時期Ｒ４を算出するとともに、最大圧力降下量Ｐβ及び上昇波形Ａ２の形状に基づき噴射率下降開始時期Ｒ７を算出する。

より詳細に説明すると、先ずステップＳ７０６において、シート絞り状態（小噴射）及び噴孔絞り状態（大噴射）のいずれであるかを判定する。具体的には、基準圧力Ｐｓ（ｎ）から交点圧力Ｐｉｎｔを減算し、この減算値（Ｐｓ（ｎ）とＰｉｎｔの差分）が圧力降下量ΔＰ３よりも小さいか否かを判定することで、いずれの絞り状態であるかを判定する。

Ｐｓ（ｎ）−Ｐｉｎｔ＜ΔＰ３であると判定された場合（Ｓ７０６：ＹＥＳ）には、シート絞り状態（小噴射）とみなす。そして、ステップＳ７０７（交点時期算出手段）において、降下モデル式ｆ１（ｔ）及び上昇モデル式ｆ２（ｔ）に基づき、両モデル式の交点における時期を交点時期ｔｉｎｔ（図１５（ａ）参照）として算出し、続くステップＳ７０８において、前記交点時期ｔｉｎｔを、最大噴射率到達時期Ｒ４及び噴射率下降開始時期Ｒ７として算出する。

一方、Ｐｓ（ｎ）−Ｐｉｎｔ≧ΔＰ３であると判定された場合（Ｓ７０６：ＮＯ）には、噴孔絞り状態（大噴射）とみなす。そして、ステップＳ７０９において、基準圧力Ｐｓ（ｎ）から圧力降下量ΔＰ３を減算して噴孔絞り時圧力Ｐｓ（ｎ）−ΔＰ３を算出し、この噴孔絞り時圧力Ｐｓ（ｎ）−ΔＰ３を降下モデル式ｆ１（ｔ）に代入して得られた時期を最大噴射率到達時期Ｒ４として算出する。また、続くステップＳ７１０では、前記噴孔絞り時圧力Ｐｓ（ｎ）−ΔＰ３を上昇モデル式ｆ２（ｔ）に代入して得られた時期を噴射率下降開始時期Ｒ７として算出する。
＜Ｓ２９，Ｓ３０：噴射率推移波形及び噴射量の算出について＞
図４のステップＳ２９（噴射率波形算出手段）では、上述の如く算出した各種噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβ，Ｒ４，Ｒ７に基づき、噴射に伴い変化する噴射率の推移波形を算出する。図１７は算出した推移波形を示す図であり、図１５（ａ）の如く小噴射の場合には、図１７（ａ）の如く三角形の形状に推移波形を算出し、図１５（ｂ）の如く大噴射の場合には、図１７（ｂ）の如く台形の形状に推移波形を算出する。

続くステップＳ３０（噴射量算出手段）では、ステップＳ２９で算出した推移波形に基づき噴射量を算出する。つまり、図１７中の斜線に示す面積Ｓ１，Ｓ２を噴射量Ｑとして算出する。

以上により、図４、図１１〜図１４及び図１６の一連の処理が終了し、ステップＳ２９で算出した推移波形、及びステップＳ３０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降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２は、外乱の影響を受けにくく形状が安定している。つまり、降下波形Ａ１のモデル式ｆ１（ｔ）の傾き及び切片は外乱の影響を受けにくく、最大噴射率到達時期Ｒ４と相関性の高い一定の値となる。また、上昇波形Ａ２のモデル式ｆ２（ｔ）の傾き及び切片は外乱の影響を受けにくく、噴射率下降開始時期Ｒ７と相関性の高い一定の値となる。

したがって、図１７（ａ）の如く小噴射の場合においては、両モデル式の交点が示す時刻を交点時期ｔｉｎｔとして算出し、その交点時期ｔｉｎｔを、最大噴射率到達時期Ｒ４（＝噴射率下降開始時期Ｒ７）として算出する本実施形態によれば、最大噴射率到達時期Ｒ４（＝Ｒ７）を精度良く算出できる。

（２）降下波形Ａ１のうち圧力微分最小点ｔ２における接線を降下モデル式ｆ１（ｔ）として算出する。これによれば、降下波形Ａ１は外乱の影響を受けにくいため、圧力微分最小点が現れる時刻ｔ２が降下波形Ａ１の範囲内にあれば、その出現時刻ｔ２がばらついたとしても降下モデル式ｆ１（ｔ）は大きく変化しない。同様にして、圧力微分最大点の出現時刻ｔ４がばらついたとしても上昇モデル式ｆ２（ｔ）は大きく変化しない。したがって、交点時期ｔｉｎｔが外乱の影響を受けにくくなるので、両時期Ｒ４，Ｒ７を精度良く算出できる。

（３）シート絞り状態となっている小噴射時においては、図１７（ａ）の如く三角形の形状に推移波形を算出し、交点時期ｔｉｎｔ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。よって、上述した効果（１）（２）が好適に発揮される。

一方、噴孔絞り状態となっている大噴射時においては、図１７（ｂ）の如く台形の形状に推移波形を算出する。そして、台形の推移波形となる場合には両時期Ｒ４，Ｒ７が交点時期ｔｉｎｔからずれることに着目し、噴孔絞り時圧力Ｐｓ（ｎ）−ΔＰ３を降下モデル式ｆ１（ｔ）に代入して得られた時期を最大噴射率到達時期Ｒ４として算出するとともに、噴孔絞り時圧力Ｐｓ（ｎ）−ΔＰ３を上昇モデル式ｆ２（ｔ）に代入して得られた時期を噴射率下降開始時期Ｒ７として算出する。よって、大噴射時においても両時期Ｒ４，Ｒ７を高精度で算出できる。

（４）推移波形が三角形及び台形のいずれであるかを判定するのに用いる圧力降下量ΔＰ３を、その噴射にかかる基準圧力Ｐｓ（ｎ）の大きさに基づき可変設定する（Ｓ６０５）。そのため、三角形（小噴射）及び台形（大噴射）のいずれであるかを高精度で判定（Ｓ６０６，Ｓ７０６）でき、ひいては両時期Ｒ４，Ｒ７の算出精度を向上できる。

（５）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１５（ｂ）中の点線Ｌ２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る。そのため、小噴射及び大噴射のいずれであるかを高精度で判定でき、ひいては両時期Ｒ４，Ｒ７の算出精度を向上できる。

（６）大噴射時において両時期Ｒ４，Ｒ７を算出するにあたり、２段目以降の前記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段目以降の両時期Ｒ４，Ｒ７を高精度で算出できる。

（７）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段目以降の最大圧力降下量Ｐβ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る。そのため、小噴射及び大噴射のいずれであるかを高精度で判定でき、ひいては両時期Ｒ４，Ｒ７の算出精度を向上できる。

（８）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、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る。そのため、小噴射及び大噴射のいずれであるかを高精度で判定でき、ひいては両時期Ｒ４，Ｒ７の算出精度を向上できる。

（９）燃圧センサ２０ａにより検出された圧力波形に現れる降下波形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、降下波形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、噴射開始時期Ｒ３と相関性の高い一定の値となる。したがって、降下波形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ｔｓを、噴射開始時期Ｒ３として算出する本実施形態によれば、噴射開始時期Ｒ３を精度良く算出できる。

（１０）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Ａ２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Ａ２のモデル式ｆ２（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Ａ２のモデル式ｆ２（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。

（１１）燃圧センサ２０ａにより検出された圧力波形に現れる最大圧力降下量Ｐβは最大噴射率Ｒβと比例関係にある。したがって、最大圧力降下量Ｐβを精度良く算出できれば最大噴射率Ｒβを高精度で算出できることとなるが、この最大圧力降下量Ｐβは、圧力波形に現れる降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２と相関が高い。しかも、これらの波形Ａ１，Ａ２は外乱の影響を受けにくく形状が安定している。つまり、両波形Ａ１，Ａ２のモデル式ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）の傾き及び切片は、外乱の影響を受けにくく、最大圧力降下量Ｐβと相関性の高い一定の値となる。

したがって、噴射開始時期における圧力に近い圧力を基準圧力Ｐｓ（ｎ）として算出し、両モデル式の交点における圧力を交点圧力Ｐｉｎｔとして算出し、基準圧力Ｐｓ（ｎ）から交点圧力Ｐｉｎｔまでの圧力降下量を最大圧力降下量Ｐβとする本実施形態によれば、この最大圧力降下量Ｐβに基づき最大噴射率Ｒβを精度良く算出できる。

（１２）シート絞り状態となっている小噴射時においては、基準圧力Ｐｓ（ｎ）から交点圧力Ｐｉｎｔまでの圧力降下量を最大圧力降下量Ｐβとして算出する。よって、上述した効果（１１）が好適に発揮される。一方、噴孔絞り状態となっている大噴射時においては、交点圧力Ｐｉｎｔの値に拘わらず、噴孔絞り時の上限量である圧力降下量ΔＰ３を最大圧力降下量Ｐβとして算出する。そのため、最大圧力降下量Ｐβの算出値が、実際に生じうる降下量（つまり上限量）を超えて大きくなることを回避できる。よって、大噴射時における最大圧力降下量Ｐβの算出精度悪化を回避できる。

（１３）以上の如く高精度で算出された各種噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβ，Ｒ４，Ｒ７に基づき、噴射に伴い変化する噴射率の推移波形を算出（Ｓ２９）するので、その推移波形を高精度で算出できる。さらに、このように高精度で算出した推移波形に基づき噴射量を算出（Ｓ３０）するので、その噴射量を高精度で算出できる。

（第２実施形態）
上記第１実施形態では、圧力微分最小点の出現時刻ｔ２における接線を降下モデル式ｆ１（ｔ）とし、圧力微分最大点の出現時刻ｔ４における接線を上昇モデル式ｆ２（ｔ）として算出している。これに対し本実施形態では、図１８に示すように、降下波形Ａ１中の２つの特定ポイントＰ１１ａ，Ｐ１２ａを通る直線を降下モデル式ｆ１（ｔ）として算出する。同様にして、上昇波形Ａ２中の２つの特定ポイントＰ２１ａ，Ｐ２２ａを通る直線を上昇モデル式ｆ２（ｔ）として算出する。そして、このように算出した両モデル式ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）の交点を交点圧力Ｐｉｎｔ及び交点時期ｔｉｎｔとして算出する。

なお、上記特定ポイントＰ１１ａ，Ｐ１２ａは、例えば圧力微分最小点の出現時刻ｔ２から所定時間前後にずらした時刻ｔ２１，ｔ２２における降下波形Ａ１中の圧力値Ｐ１１ａ，Ｐ１２ａとすればよい。同様に、上記特定ポイントＰ２１ａ，Ｐ２２ａ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Ａ２中の圧力値Ｐ２１ａ，Ｐ２２ａ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ｆ１（ｔ）との距離の総和が最小となるよう、最小二乗法により降下モデル式ｆ１（ｔ）を算出してもよい。上昇モデル式ｆ２（ｔ）についても同様にして、３点以上の特定ポイントから最小二乗法により算出してもよい。

（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。

・上記第１実施形態では、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２に基づき圧力波形中に現れる各変化点Ｐ３，Ｐ８，Ｐ４，Ｐ７の出現時期を算出して、これらの変化点Ｐ３，Ｐ８，Ｐ４，Ｐ７出現時期を、実際の噴射率推移波形中に現れる各変化点Ｒ３，Ｒ８，Ｒ４，Ｒ７の出現時期として算出している。しかしながら、圧力波形中に現れる各変化点Ｐ３，Ｐ８，Ｐ４，Ｐ７の出現時期とは、応答遅れによるずれが生じる。これは、噴孔２０ｆで生じた燃圧変動が燃圧センサ２０ａに伝播されるまでに時間がかかることに起因する。この点を鑑み、上記第１実施形態に示す手法で算出した各時期Ｒ３，Ｒ８，Ｒ４，Ｒ７を、前記応答遅れ分だけ早めるよう補正してもよい。前記応答遅れは予め設定した所定時間としてもよいし、噴射量に応じて可変設定してもよい。

・上記第１実施形態では、各種噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβ，Ｒ４，Ｒ７を、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２に基づき算出しているが、両時期Ｒ４，Ｒ７以外の噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβについては、両波形Ａ１，Ａ２に基づくことなく算出するようにしてもよい。

例えば、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（噴射開始時期Ｒ３）として算出してもよい。

例えば、噴射指令のパルスオン時期Ｉｓ以降、かつ、ステップＳ２４で算出した微分値が極大値となった以降（ｔ４以降）において、前記微分値がゼロとなった時刻ｔ５を検出する。この時刻ｔ５を変化点Ｐ８ａの出現時期（噴射終了時期Ｒ８）として算出してもよい。

例えば、最大噴射率到達時期ｔ３における検出圧力値と基準圧力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として算出してもよい。

・上記各実施形態では関数ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）を経過時間ｔの一次関数とすることで、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２を直線でモデル化しているのに対し、関数ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）を二次以上の高次関数として、降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２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降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２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ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）を用いることとなる。

・上記第１実施形態では、２段目以降の各種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。

・降下波形Ａ１及び上昇波形Ａ２をモデル化するための関数ｆ１（ｔ），ｆ２（ｔ）を算出することなく、降下波形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）及び上昇波形Ａ２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Ｐ２１ａ，Ｐ２２ａ）における圧力に基づき、各種噴射状態Ｒ３，Ｒ８，Ｒβ，Ｒ４，Ｒ７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、図４のステップＳ３０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段目以降の最大圧力降下量Ｐβ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。

・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、Ｓ１０１，Ｓ１０２…降下波形モデル化手段、Ｓ１０４…噴射開始時期算出手段、Ｓ２０１〜Ｓ２０６…基準圧力算出手段、Ｓ３０１，Ｓ３０２…上昇波形モデル化手段、Ｓ３０４…噴射終了時期算出手段、Ｓ６０３…交点圧力算出手段、Ｓ６０６〜Ｓ６０９…最大噴射率算出手段、Ｓ７０６〜Ｓ７１０…変化時期算出手段、Ｓ７０７…交点時期算出手段。

Claims (28)

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、燃料の噴射率上昇に伴い圧力降下している期間における降下波形、及び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、最大噴射率からの噴射率下降開始時期及び最大噴射率到達時期の少なくとも一方である変化時期を算出する変化時期算出手段と、
   を備えることを特徴とする燃料噴射状態検出装置。
2. 前記変化時期算出手段は、
   前記降下波形を数式で表すようモデル化する降下波形モデル化手段、及び前記上昇波形を数式で表すようモデル化する上昇波形モデル化手段を有するとともに、
   前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式に基づき前記変化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. 前記変化時期算出手段は、
   前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式の交点における時期を、交点時期として算出する交点時期算出手段を有するとともに、
   前記交点時期算出手段により算出された前記交点時期を前記変化時期として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. 前記変化時期算出手段は、
   前記燃圧センサにより検出された圧力のうち前記降下波形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と、
   前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式の交点における圧力を、交点圧力として算出する交点圧力算出手段とを有し、
   前記基準圧力と前記交点圧力との差分が所定の上限値より小さい場合には、前記交点時期に応じて前記変化時期を算出するとともに、
   前記差分が前記上限値を超えて大きい場合には、前記交点時期に拘わらず、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式において前記上限値となる時期を前記最大噴射率到達時期とし、前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式において前記上限値となる時期を前記噴射率下降開始時期として算出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. 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、燃料の噴射率上昇に伴い圧力降下している期間における降下波形を数式で表すようモデル化する降下波形モデル化手段と、
   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を数式で表すようモデル化する上昇波形モデル化手段と、
   前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式の交点における時期を、交点時期として算出する交点時期算出手段と、
   前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式の交点における圧力を、交点圧力として算出する交点圧力算出手段と、
   前記燃圧センサにより検出された圧力のうち前記降下波形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と、
   前記基準圧力と前記交点圧力との差分が所定値を超えて大きいか否かを判定する判定手段と、
   前記差分が所定の上限値を超えて大きいと判定された場合には、前記交点時期に拘わらず、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式において前記上限値となる時期を最大噴射率到達時期とし、前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式において前記上限値となる時期を噴射率下降開始時期として算出する変化時期算出手段と、
   を備えることを特徴とする燃料噴射状態検出装置。
6. 前記上限値は、前記基準圧力の大きさに基づき可変設定されることを特徴とする請求項４又は５に記載の燃料噴射状態検出装置。
7. 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４〜６のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
8. 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、
   前記変化時期算出手段は、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段目以降の前記変化時期を算出することを特徴とする請求項４〜７のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
9. 前記変化時期算出手段は、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段目以降の前記変化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８に記載の燃料噴射状態検出装置。
10. 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９に記載の燃料噴射状態検出装置。
11. 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４〜１０のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
12. 前記降下波形モデル化手段は、前記降下波形を直線モデルにモデル化し、
    前記変化時期算出手段は、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された直線モデルを前記変化時期の算出に用いることを特徴とする請求項２〜１１のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
13. 前記降下波形モデル化手段は、前記降下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１２に記載の燃料噴射状態検出装置。
14. 前記降下波形モデル化手段は、前記降下波形の微分値が最小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１３に記載の燃料噴射状態検出装置。
15. 前記降下波形モデル化手段は、前記降下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１２に記載の燃料噴射状態検出装置。
16. 前記降下波形モデル化手段は、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１５に記載の燃料噴射状態検出装置。
17. 前記降下波形モデル化手段は、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１５に記載の燃料噴射状態検出装置。
18. 前記上昇波形モデル化手段は、前記上昇波形を直線モデルにモデル化し、
    前記変化時期算出手段は、前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された直線モデルを前記変化時期の算出に用いることを特徴とする請求項２〜１７のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
19. 前記上昇波形モデル化手段は、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１８に記載の燃料噴射状態検出装置。
20. 前記上昇波形モデル化手段は、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１９に記載の燃料噴射状態検出装置。
21. 前記上昇波形モデル化手段は、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１８に記載の燃料噴射状態検出装置。
22. 前記上昇波形モデル化手段は、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２１に記載の燃料噴射状態検出装置。
23. 前記上昇波形モデル化手段は、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２１に記載の燃料噴射状態検出装置。
24. 前記降下波形に基づき噴射開始時期を算出する噴射開始時期算出手段と、
    前記上昇波形に基づき噴射終了時期を算出する噴射終了時期算出手段と、
    前記降下波形及び前記上昇波形に基づき最大噴射率を算出する最大噴射率算出手段と、
    を備えることを特徴とする請求項１〜２３のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
25. 各々算出された前記噴射開始時期、前記噴射終了時期及び前記最大噴射率と、前記変化時期算出手段により算出された前記最大噴射率到達時期及び前記最大噴射率に基づき、噴射に伴い変化する噴射率の推移波形を算出する噴射率波形算出手段を備えることを特徴とする請求項２４に記載の燃料噴射状態検出装置。
26. 各々算出された前記噴射開始時期、前記噴射終了時期及び前記最大噴射率と、前記変化時期算出手段により算出された前記最大噴射率到達時期及び前記噴射率下降開始時期とに基づき、燃料の噴射量を算出する噴射量算出手段を備えることを特徴とする請求項２４又は２５に記載の燃料噴射状態検出装置。
27. 前記降下波形を数式で表すようモデル化する降下波形モデル化手段、及び前記上昇波形を数式で表すようモデル化する上昇波形モデル化手段を備え、
    前記噴射開始時期算出手段は、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式に基づき前記噴射開始時期を算出し、
    前記噴射終了時期算出手段は、前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式に基づき前記噴射終了時期を算出し、
    前記最大噴射率算出手段は、前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式に基づき、前記最大噴射率を算出することを特徴とする請求項２４〜２６のいずれか１つに記載の燃料噴射状態検出装置。
28. 前記燃圧センサにより検出された圧力のうち前記降下波形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と、
    前記降下波形モデル化手段によりモデル化された数式、及び前記上昇波形モデル化手段によりモデル化された数式の交点における圧力を、交点圧力として算出する交点圧力算出手段とを備え、
    前記最大噴射率算出手段は、
    前記基準圧力と前記交点圧力との差分が所定の上限値より小さい場合には、前記交点圧力が低いほど大きい値となるよう最大噴射率を算出するとともに、
    前記差分が前記上限値を超えて大きい場合には、前記交点圧力の大きさに拘わらず、前記上限値に基づき最大噴射率を算出することを特徴とする請求項２７に記載の燃料噴射状態検出装置。

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