JP4023122B2 - ディーゼルエンジンの制御装置 - Google Patents
ディーゼルエンジンの制御装置 Download PDFInfo
- Publication number
- JP4023122B2 JP4023122B2 JP2001281207A JP2001281207A JP4023122B2 JP 4023122 B2 JP4023122 B2 JP 4023122B2 JP 2001281207 A JP2001281207 A JP 2001281207A JP 2001281207 A JP2001281207 A JP 2001281207A JP 4023122 B2 JP4023122 B2 JP 4023122B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- amount
- injection
- combustion
- value
- pressure
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Classifications
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
- Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
- Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
- Y02T10/12—Improving ICE efficiencies
Landscapes
- Output Control And Ontrol Of Special Type Engine (AREA)
- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
- Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、ディーゼルエンジンの制御装置、特に過渡運転時の燃焼騒音を防止するため、主燃料噴射に先立って小量の噴射を行ういわゆるパイロット噴射を行うものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ディーゼルエンジンでは燃焼時の着火遅れ期間が長くなり、燃焼圧力の上昇率が過大になると燃焼騒音が急激に増大することが知られている。一般に、燃焼騒音の増大は着火遅れ期間が長くなる低温始動時や、吸気温度が低く燃焼室温度上昇の遅れに伴う着火遅れが生じる過渡運転時等に発生しやすい。また、ディーゼルエンジンでは噴射圧力の増大に伴う燃焼速度の増加により燃焼騒音の増大が生じやすくなっている。
【０００３】
上記の燃焼騒音の増大を防止するためには、主噴射に先立って小量の燃料を噴射するパイロット噴射を行なうことが有効なことが知られている。パイロット噴射により噴射された燃料が主噴射に先立って燃焼するため、主噴射時には筒内温度と圧力とがともに上昇し、主噴射燃料の燃焼状態が改善される。従って、燃料の着火遅れも短縮されるようになり燃焼騒音が増大することが防止される。
【０００４】
ところで、従来、主噴射時期とパイロット噴射時期とはそれぞれ実験により設定された数値マップに基づいて以下の方法で決定されている。
１．メイン噴射
（１）エンジン運転状態（アクセル開度、回転速度）に基づいて予め準備した燃料噴射量のマップから燃料噴射量と燃料噴射圧力とを算出する。
【０００５】
（２）エンジン回転速度と上記により算出した燃料噴射量とに基づいて予め実験により設定された基本主噴射時期のマップから基本主噴射時期を決定する。
【０００６】
（３）決定した基本主噴射時期を実際のエンジンの吸気圧力、冷却水温で補正し、最終主噴射時期を決定する。
２．パイロット噴射
（１）予め実験により設定された基本インターバル（パイロット噴射開始時期と主噴射開始時期との間隔）のマップに基づいて、エンジン回転速度と燃料噴射量とから基本インターバルを決定する。
【０００７】
（２）予め準備した数値マップに基づいて、冷却水温に基づいて定まる水温補正量を決定する。
【０００８】
（３）パイロット噴射時期を〔主噴射時期〕＋〔基本インターバル〕＋〔水温補正量〕として算出する。
【０００９】
上記主噴射時期決定における基本主噴射時期マップ及びパイロット噴射時期決定における基本インターバルマップとは、それぞれエンジン標準運転状態（冷却水温、過給圧、吸気温度が一定の定常運転）における実験結果に基づいて作成されている。すなわち、基本主噴射時期はエンジン標準運転状態において、主噴射燃料の最も良好な燃焼状態が得られる噴射時期、パイロット噴射時期決定における基本インターバルマップは、パイロット噴射により白煙や排気性状の悪化を生じることなく燃焼騒音を最も良好に低減できる噴射時期として実際のエンジンを用いた実験により定められたものである。
【００１０】
ところが、実際のエンジンの運転では、たえず加速・減速を繰り返す。特にＥＧＲ装置や過給機の応答遅れにより、吸気中のＥＧＲ率や空気過剰率が標準状態と異なった状態で運転されることが多く、標準状態における噴射時期（基本主噴射時期及び基本インターバル）をそのまま用いたのでは主噴射、パイロット噴射とも良好な結果を得ることはできない。そこで、従来は主噴射時期については過給圧と冷却水温とに基づく補正を、またパイロット噴射時期については冷却水温に基づく補正を行なってそれぞれ最終の主噴射時期とパイロット噴射時期とを決定している。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
上記の基本主噴射時期及び基本インターバル（基本パイロット噴射時期）は、エンジンの標準運転状態において、それぞれ主噴射及びパイロット噴射により気筒内に供給された燃料の燃焼状態が最適になるように設定されている。実際の運転では、例えば主噴射については基本主噴射時期を過給圧と冷却水温とで補正することにより、またパイロット噴射については基本パイロット噴射時期を冷却水温により補正することで、実際の主噴射やパイロット噴射により供給された燃料の燃焼状態ができるだけ標準運転状態における最適な燃焼状態に近づくようにしている。しかし、エンジン燃焼室内の燃焼に影響を及ぼす因子は他にも多数あるため、定常運転時の目標値を補正したのでは過渡運転状態における噴射燃料の燃焼状態は必ずしも最適にならない。
【００１２】
特に、上記の基本主噴射時期マップと基本インターバルマップとはエンジンの定常運転に基づいて作成されたマップであるため、例えばエンジン加速時等の過渡運転状態では、冷却水温や過給圧等のみによる補正を行なっていると、燃焼室内の燃焼状態が最適な状態から大きくずれる場合があり、スモークが発生したり燃焼騒音が生じたりする問題がある。
【００１３】
一方、パイロット噴射に頼らずに排気と燃焼騒音を低減しようという試みがある（特開平６−３４６７６３号公報、特許第２８６４８９６号等参照）。低温予混合燃焼と称されるこの燃焼方式を簡単に説明すると以下の通りとなる。
【００１４】
低圧縮比エンジン（圧縮比１４〜１８、理想的には１４〜１６の間）を用いて噴射時期の大幅な遅角化を行って着火遅れ期間を延ばし、着火遅れ期間内に燃料噴射を完了し、この間に噴射した燃料を空気と予混合させる。このまま着火させると、急激に燃焼が進み、ＮＯｘ・燃焼騒音が悪化するので、燃焼を緩慢に行わせるため大量のＥＧＲ（吸気中の酸素濃度を下げる）により燃焼温度を下げる。この際、予混合気にむらが生じると空気過剰率が低い領域でスモークが発生するため、所定以上の空気過剰率を確保する（吸気中の酸素量を所定以上に保つ）と同時に、スワールを強化する。通常、噴射時期を遅角すると燃費が悪化するが、低温燃焼とすることで冷却損失が抑制されるため、燃費の悪化はない。
【００１５】
こうした低温予混合燃焼方式によれば、図４４に示すように、先のパイロット噴射による燃焼（図では「パイロット噴射付き燃焼」で示す）とほぼ同等以上の燃焼騒音レベルを得ている。
【００１６】
しかしながら、このような低温予混合燃焼方式を用いても過渡運転時、特に加速運転時には図４５に示すような現象を改善することが難しい（負荷の高い運転条件で低温予混合燃焼を過渡的に維持することは難しいため）。
【００１７】
図４５において、加速時はまず燃料噴射量が増加し、排気圧・排気温度が上昇し、その圧力・温度の上昇した排気のエネルギで排気タービンが回転する。過給機には遅れがあるため加速初期にコレクタ内の圧力が依然低く、ごく短期間でみれば、ＥＧＲ弁前後差圧が増大し、ＥＧＲ量（ＥＧＲ率）が増える。その一方で、燃焼室内の空気過剰率は低下する。このため、着火遅れ期間が異常に増大し、着火とともに急峻に燃焼するようになる（図４５の右下の波形参照）。このような燃焼では、もはや低温予混合燃焼（図４５の左下の波形参照）とはいえず、燃焼騒音が悪化するほか排気も悪化する。したがって、過渡運転条件ではパイロット噴射を行って燃焼騒音を改善する必要がある。
【００１８】
次に、本発明の発明者が行った実験的考察を述べる。発明者の実験的考察によれば、低温予混合燃焼が可能な領域は図４６に示すように過渡運転時には定常運転時よりも狭くなる。すなわち、過渡運転時の低温予混合燃焼領域は、吸入空気中の酸素濃度または酸素量が定常運転時の目標値に対してどのぐらい乖離しているかに依存していることを見出した。
【００１９】
そこで、過渡運転時の排気と燃焼騒音低減のため次の３つの手法を試みた。図４７にその説明図を記す。
【００２０】
その１：まず、加速前の定常運転（図４７のＡ領域）では排気・燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼を行わせることにより大幅な性能改善を図る。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の左側に示したようになる。
【００２１】
その２：次に目標値に対して過渡的に酸素濃度や酸素量が大幅に不足する領域（図４７のＢ領域）での燃焼を改善するため、次の対策を採る。Ｂ領域では、ＥＧＲ率が過剰に増大して着火遅れ期間が大幅に長くなり、急峻な燃焼により燃焼騒音が悪化するとともにスモークが悪化しやすい。通常、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くするとパイロット噴射燃料の燃焼中に主噴射が行われ空気利用率が低下してスモークが悪化するのであるが、低圧縮比エンジンで比較的回転速度の低い運転条件では、パイロット噴射の着火が遅れ、予混合気の形成が進んで空気利用率が高くなり、空気過剰率が１．０である付近でもスモークが発生しないことを実験的に見出した。そこで、目標値に対して過渡的に酸素濃度や酸素量が不足するＢ領域では、着火遅れ期間の過度の増大を抑制するために、少ないパイロット噴射を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させる。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の中央に示したように、ガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、これによって燃焼騒音を抑制することが可能となった。
【００２２】
なお、排気に与える影響でみると酸素量と酸素濃度は違った意味合いを持ち、大まかにいって酸素量がＰＭの生成量に、これに対して酸素濃度がＮＯｘの生成量に大きく影響するものの、酸素濃度と酸素量は制御対象として明確に分離しきれるものでない。酸素濃度の主たる調整手段としてＥＧＲ装置を、酸素量の主たる調整手段として過給機を用いているが、酸素濃度と酸素量を独立して制御することはできない。
【００２３】
その３：最後に加速運転開始後、所定期間がたつと（図４７のＣ領域）、過剰なＥＧＲが解消されるため、吸入空気中の酸素濃度は改善されるが、過給圧（吸気圧）の立ち上がりにはなお時間を要し、酸素量が不足する。このような運転条件では、着火遅れ期間が短くなり、先のＢ領域での１こぶ燃焼を継続してもスモークの悪化を抑制することは期待できない。そこで、Ｃ領域では、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしパイロット噴射燃料の燃焼を完全に終了させてから主噴射を行うことで、スモークの悪化を抑制するとともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼を緩慢にさせて燃焼騒音を抑制する。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の右側に示したように、左側、中央とも異なる典型的なパイロット噴射によるディーゼル燃焼の波形となる。
【００２４】
なお、過渡運転後の運転条件が、目標とする酸素濃度と酸素量を満たし定常的に低温予混合燃焼が可能となったときには（図４７のＤ領域）、速やかに低温予混合燃焼に移行させる。
【００２５】
このように本発明では、過渡運転に移行したタイミングより定常運転に戻るまでの加速運転区間を大きくＢ領域とＣ領域の２つに分け、このうちＢ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８中央に示した燃焼パターンＢが得られるように、Ｃ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８右側に示した燃焼パターンＣが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御する。詳細には、上記のＢ領域とＣ領域のいずれにあるかは、酸素濃度あるいは酸素量の計測値と定常運転時の目標値との偏差に基づいて判断する。すなわち、偏差が大きい場合にＢ領域であると判断し、燃焼パターンＢが得られるように少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させ、また偏差が小さい場合にＣ領域であると判断し、燃焼パターンＣが得られるようにパイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼を完全に終了させてから主噴射を行うことにより、従来の制御方法と比較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音の悪化を抑制しつつ、同時に排気・燃費も改善することを可能とすることを目的とする。
【００２６】
なお、減速運転時には過給圧が暫時低下していくが、過給圧が残っている場合とそうでない場合とで最適値が異なるため、減速運転時にも本発明を適用できる。たとえば、フュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなる。そこで、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃焼パターンＣが得られるように、また過給圧が低くなってからは図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御することで、本発明の制御を行わない場合より燃焼騒音を抑制できる（実験により確認している）。
【００２７】
また、図４７、図４８では定常運転時に低温予混合燃焼を行わせるものを前提として説明したが、定常運転時に拡散燃焼主体の燃焼を行うものも本発明の対象となる。
【００２８】
ここで、低温予混合燃焼を実現する手段は、エンジンの燃焼温度を低下させる手段と、この燃焼温度を低下させる手段の作動時に、熱発生率のパターンが単段燃焼となるように着火遅れ期間を大幅に長くする手段とから構成され、この場合の熱発生率のパターンが単段燃焼となる燃焼を簡単に「低温予混合燃焼」と称している。また、熱発生率のパターンが単段燃焼とならない燃焼を「拡散燃焼主体の燃焼」と称して「低温予混合燃焼」と区別する。低温予混合燃焼を実現する手段を備えるエンジンにおいても、現在のところ総ての運転域で低温予混合燃焼を実現することが可能であるというわけではないので、定常運転でも高負荷時になると拡散燃焼主体の燃焼となる。低温予混合燃焼と相違して拡散燃焼主体の燃焼時には排気が悪化するものの、本発明の適用による燃焼騒音の低減効果と排気を最低限の悪化で抑えるというメリットは享受できることを実車実験で確認している。もちろん総ての運転点域で拡散燃焼主体の燃焼を行わせるものに対しても本発明の適用がある。
【００２９】
なお、特開２０００−６４８９１号公報では、パイロット噴射燃料の燃焼室内における着火遅れがエンジン標準運転状態における着火遅れと等しくなるようにパイロット噴射時期を設定し、パイロット噴射時期と主噴射時期との間に燃焼を終了することができる範囲で最大の燃料量をパイロット噴射量として設定している。このものは、パイロット噴射燃料を主噴射の開始までに完全に燃焼させて、主噴射燃料の燃焼状態を改善するとともに、スモークの発生等を防止するものである。
【００３０】
しかしながら、このものではたとえばアイドルからの発進直後等の著しく過給圧が低い運転状態で加速を行ったときディーゼルノック音が十分下がらないのに対して、図４７、図４８に示したように燃焼パターンを本発明の方法で最適化することにより、このような運転状態での加速時においても燃焼騒音の低減効果が得られる。この点も実車実験で確認している。
【００３１】
このように本発明は、過渡運転時の主噴射、パイロット噴射それぞれの噴射時期、噴射量等を適切に設定することにより、噴射された燃料の燃焼状態を最適にして燃焼騒音を防止することを目的としている。
【００３２】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、図８７に示すように、主噴射と、この主噴射に先立つパイロット噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、ＥＧＲ装置と、このＥＧＲ装置の応答遅れよりも大きな応答遅れを有する過給機９２備え、吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を設定する手段８１と、吸気中の酸素濃度または酸素量を計測する手段８２と、この酸素濃度または酸素量の計測値の前記目標値からのずれ（差または比）が所定値より大きい加速状態であるのか、それとも前記計測値の前記目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態であるのかを判定する手段８３と、この判定結果に基づき前記計測値の前記目標値からのずれが所定値より大きい加速状態の場合に、少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させ、前記計測値の前記目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態である場合に、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼を完全に終了させてから主噴射を行う手段８４とを備える。
【００３３】
第２の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として過給圧を用いる。
【００３４】
第３の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として吸入新気量（たとえばシリンダ吸入新気量）を用いる。
【００３５】
第４の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値としてＥＧＲ量（シリンダ吸入ＥＧＲ量）またはＥＧＲ率を用いる。
【００３６】
第５の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として空気過剰率を用いる。
【００３７】
第６の発明では、第１から第５までのいずれか一つの発明において前記計測値の前記目標値からのずれがない運転状態（定常運転時）の場合に、低温予混合燃焼を行わせる。
【００３８】
第７の発明では、第６の発明において前記低温予混合燃焼を行わせる手段が、エンジンの運転条件に応じてエンジンの燃焼温度を低下させる手段と、この燃焼温度を温度を低下させる手段の作動時に、熱発生率のパターンが単段燃焼の形態となるように着火遅れ機関を大幅に長くする手段とからなる。
【００３９】
第８の発明では、第７の発明において前記燃焼温度を低下させる手段が吸気の酸素濃度を低減させる手段である。
【００４０】
第９の発明では、第７の発明において前記着火遅れ期間を大幅に長くする手段が、燃料の噴射時期を上死点後まで遅らせる手段である。
【００４１】
第１０の発明は、主噴射と、この主噴射に先立つパイロット噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、ＥＧＲ装置と、このＥＧＲ装置の応答遅れよりも大きな応答遅れを有する過給機とを備え、吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を設定する手段と、吸気中の酸素濃度または酸素量を計測する手段と、フュエルカットリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合であるのか、それともその後に過給圧が低くなり定常運転に戻るまでの場合であるのかを判定する手段と、この判定結果に基づきフュエルカットリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼を完全に終了させてから主噴射を行い、その後に過給圧が低くなり定常運転に戻るまでの場合に、少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させる手段とを備える。
【００４２】
【発明の効果】
第１、第２の発明によれば、過渡的に大幅に酸素濃度や酸素量が不足する運転条件（計測値の目標値からのずれが所定値より大きい加速状態）になると、少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前で主噴射が完了されることから、クランク角に対する筒内圧の変化が図４８の中央に示したようにガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、燃焼騒音を抑制することが可能となる。
【００４３】
計測値の目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態と、吸入空気中の酸素濃度が改善されるが酸素量が不足する運転条件とは、ほぼ等価であり、この運転条件に移ると、パイロット噴射量が比較的多くされるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してから主噴射が行われ、これによってスモークの悪化が抑制されるとともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼が緩慢となり燃焼騒音が抑制される。
【００４４】
加速運転時のこのような制御により従来の制御方法と比較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音の悪化を抑制することができる。
【００４５】
一方、減速運転時のフュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなり、また過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなるのであるが、第１０の発明によれば、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、パイロット噴射量が比較的多くされるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してから主噴射が行われ、また過給圧が低くなってからは少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前で主噴射が完了されるので、本発明の制御を行わない場合より燃焼騒音を抑制できる。
【００４６】
また、特開２０００−６４８９１号公報ではアイドルからの発進直後等の著しく過給圧が低い運転状態で加速を行ったときディーゼルノック音が十分下がらないのであるが、第１、第２の発明によれば、アイドルからの発進直後等の著しく低い運転状態で加速を行ってもディーゼルノック音を低減でき、かつスモークを悪化させることもない。
【００４７】
燃焼に直接起因するのは、圧力（過給圧）よりも新気量である。過給圧の計測に比べて新気量の計測のほうが応答遅れがやや大きく（たいてい計測部位がエアクリーナ部等上流となるため）、コストも高くなるものの、第３の発明によれば燃焼に直接起因する因子を計測するので、高い制御精度が得られるというメリットがある。
【００４８】
ＥＧＲ量またはＥＧＲ率は作動ガス中の酸素量と酸素濃度を制御するので、噴射時期とともに着火遅れに強い影響がある。したがって、ＥＧＲ量またはＥＧＲ率でパイロット噴射と主噴射を制御する第４の発明によれば、暗に着火遅れ時期がどれぐらい変化するかをチェックしながら制御することになるので、燃焼騒音対策としてはより効果が高くなる。
【００４９】
空気過剰率＝新気量／（燃料噴射量×１４．７）という定義式から明確なように、空気過剰率を用いると、新気量だけでなく燃料噴射量の影響もチェックしながら制御することになる。遅い新気量に対して燃料噴射量の動きは速いので、この比をモニタして制御する第５の発明によれば、他の３つの場合（過給圧、吸入新気量、ＥＧＲ量またはＥＧＲ率を用いる場合）に比べて特に過渡運転時の制御精度が向上する。
【００５０】
第６、第７、第８、第９の発明では、定常運転において排気、燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼が行われて大幅な性能改善が図られる。
【００５１】
【発明の実施の形態】
図１に、熱発生率のパターンが単段燃焼となる、いわゆる低温予混合燃焼を行わせるための構成を示す。なお、この構成そのものは特開平８−８６２５１号公報などにより公知である。
【００５２】
ＮＯｘの生成は燃焼温度に大きく依存し、その低減には燃焼温度の低温化が有効である。低温予混合燃焼では、ＥＧＲ（排気環流）による酸素濃度の低減で、低温燃焼を実現するため、ＥＧＲ装置を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４はＥＧＲ通路である。
【００５３】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中にはＥＧＲ弁５７が介装される。
【００５４】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れるＥＧＲ量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入圧力（大気圧よりも低い）と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００５５】
前記吸気絞り弁５６はアクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの圧力（大気圧よりも低い圧力）を導く第１圧力通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じくバキュームポンプからの圧力を導く第２圧力通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された圧力により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入圧力をコントロールするようになっている。
【００５６】
たとえば、第１の電磁弁６１がバキュームポンプからの圧力導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３がバキュームポンプからの圧力を導入しているときは、アクチュエータ５６ａの圧力は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１もバキュームポンプからの圧力を導入しているときは圧力が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００５７】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入するＥＧＲ量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００５８】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、これによって運転条件に応じた所定のＥＧＲ率を得るようにしている。たとえば、低回転速度低負荷域でＥＧＲ率を最大の１００パーセントとし、回転速度、負荷が高くなるに従い、ＥＧＲ率を減少させる。高負荷側では排気温度が上昇するため、多量のＥＧＲガスを還流すると、吸気温度の上昇によってＮＯｘ低減の効果が減少したり、噴射燃料の着火遅れ期間が短くなって予混合燃焼が実現できなくなる等のため、ＥＧＲ率を段階的に減少させている。
【００５９】
図１に戻り、燃焼促進のため吸気ポート近傍の吸気通路に、所定の切欠を有するスワールコントロールバルブ４を備える。コントロールユニット４１により、このスワールコントロールバルブ４が低回転速度低負荷域で閉じられると、燃焼室に吸入される吸気の流速が高まり燃焼室にスワールが生成される。
【００６０】
燃焼室（詳細は図示しない）は大径トロイダル燃焼室である。これは、ピストンキャビティを、入口を絞らずピストンの冠面から底部まで円筒状に形成したもので、その底部中央には、圧縮行程後期にピストンキャビティの外部から旋回しながら流れ込むスワールに抵抗を与えないように、さらに空気と燃料の混合を良好にするため、円錐部が形成されている。この入口を絞らない円筒状のピストンキャビティにより、前述のスワールコントロールバルブ４等によって生成されたスワールは、燃焼過程でピストンが下降していくのに伴い、ピストンキャビティ内からキャビティ外に拡散され、キャビティ外でもスワールが持続される。
【００６１】
エンジンにはコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。コモンレール式の燃料噴射装置１０の構成も公知（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）であり、図２により概説する。
【００６２】
この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられるノズル１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介して蓄圧室１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分のノズル１７に分配される。
【００６３】
ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、ノズル内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇してノズル先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＦＦからＯＮへの切換時期により燃料の噴射開始時期が、またＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００６４】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を調整するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力調整弁３１を備える。この調整弁３１は通路１３の流路を開閉するもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を調整する。コモンレール１６の燃料圧力（噴射圧）によって燃料噴射率が変化し、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射率が高くなる。
【００６５】
アクセル開度センサ３３、エンジン回転速度とクランク角度を検出するセンサ３４、気筒判別のためのセンサ３５、水温センサ３６からの信号が入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転速度とアクセル開度に応じて燃料噴射量とコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力調整弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。
【００６６】
また、演算した燃料噴射量に対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御するほか、三方弁２５のＯＮへの切換時期を制御することで、運転条件に応じた所定の噴射開始時期を得るようにしている。たとえば、高ＥＧＲ率の低回転速度低負荷側で噴射燃料の着火遅れ期間が長くなるように燃料の噴射時期（噴射開始時期）をピストン上死点（ＴＤＣ）以降にまで遅延している。この遅延により、着火時期の燃焼室内の温度を低温状態にし、予混合燃焼比率を増大させることにより、高ＥＧＲ率域でのスモークの発生を抑える。これに対して、回転速度、負荷が高くなるにしたがい、噴射時期を進めている。これは、着火遅れの時間が一定であっても、着火遅れクランク角度（着火遅れの時間をクランク角度に換算した値）がエンジン回転速度の増加に比例して大きくなり、低ＥＧＲ率時に所定の着火時期を得るために、噴射時期を進めるのである。
【００６７】
再び図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボ過給機２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転速度域から所定の過給圧が得られるように、低回転速度側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転速度側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御する。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、１は触媒である。
【００６８】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御圧力を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００６９】
過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧力が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもするとお互いに制御上の外乱となっている。なお、一方を変化させた場合に、制御精度を確保するには、他方を適合し直すことであるが、他方を適合し直した後には、もう一方を再適合しなければならなくなるので、この方法では、過渡時の制御精度を確保することが困難である。
【００７０】
ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍ、排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａｅｇｒ、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔの５変数を知ることができれば、排気量ＱｅｘｈとＥＧＲ量Ｑｅｇｒを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。
【００７１】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑａｓ０と、燃料噴射量Ｑｆと、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔと、排気温度Ｔｅｘｈの４つの要素を用いて、排気圧Ｐｅｘｈをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００７２】
また、この推定した排気圧Ｐｅｘｈを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転速度と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐｅｘｈと吸気圧Ｐｍの差とこの要求ＥＧＲ量ＴｑｅとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴａｖとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００７３】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に説明する。
【００７４】
なお、以下に説明する過給圧制御とＥＧＲ制御とはすでに特願平１１−１６８４９６号により号により提案している。
【００７５】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０ｍｓ毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００７６】
ステップ１では回転速度Ｎe、燃料噴射量Ｑｆ、コンプレッサ入口圧Ｐａ、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔを読み込む。
【００７７】
ここで、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍと同じものであり、この吸気圧Ｐｍはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐａはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑｆの演算は後述する。
【００７８】
ステップ２では回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌとして演算する。
【００７９】
ステップ５では実過給圧Ｐｍ ｉｓｔがこの目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔを演算する。
【００８０】
ステップ６では回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑfより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌとして演算する。
【００８１】
ステップ９では、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと回転速度ＮｅからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔとをステップ１０において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌに加算した値をＶＮＴｓｔｅｐ１として演算する。
【００８２】
ステップ１１ではエンジン回転速度Ｎｅと実過給圧Ｐｍ ｉｓｔから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、ＶＮＴｓｔｅｐ１がこのリミッタ内にあればＶＮＴｓｔｅｐ１の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとして演算する。
【００８３】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度ＶＮＴｓｔｅｐは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００８４】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００８５】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００８６】
さらに説明すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲｅｆ信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲｅｆ信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【００８７】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒｅｆ信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒｅｆ信号前に演算した値）であることを意味している。
【００８８】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００８９】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【００９０】
ステップ２ではこれらＱａｃ、Ｑｆ、Ｔｎを用いてＱｅｘｈ＝Ｑａｃ・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑｆ０＝Ｑｆ・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔｎ０＝Ｔｎ・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００９１】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑａｃを演算するフローである。
【００９２】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【００９３】
ステップ４ではエンジン回転速度Ｎｅを読み込み、ステップ５においてこの回転速度Ｎｅと前記した吸気量の加重平均値Ｑａｓ０とから、１シリンダ当たりの吸入空気量Ｑａｃ０を、
【００９４】
【数１】
Ｑａｃ０＝（Ｑａｓ０／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【００９５】
エアフローメータ５５はコンプレッサ上流の吸気通路に設けており、エアフローメータ５５からコレクタ５２ａまでの輸送遅れ分のディレイ処理を行うため、ステップ６ではｎ（ただしｎは整数の定数）回前のＱａｃ０の値をコレクタ５２ａ入口位置における１シリンダ当たりの吸入新気量Ｑａｃｎとして求めている。そして、ステップ７ではこのＱａｃｎに対して
【００９６】
【数２】
ただし、Ｑａｃn-1：Ｑａｃの前回値、
Ｋｉｎn-1：Ｋｉｎの前回値、
の式（一次遅れの式）により吸気弁位置における１シリンダ当たりの吸入新気量（この吸入新気量を、以下「シリンダ吸入新気量」という。）Ｑａｃを演算する。これはコレクタ５２ａ入口から吸気弁までの新気のダイナミクスを補償するためのものである。
【００９７】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを演算するフローである。
【００９８】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑａｃの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑｅの前回値であるＱｅn-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転速度Ｎｅを読み込む。
【００９９】
ステップ４ではＱｅn-1とＮｅと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口位置における１シリンダ当たりの吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃｎを
【０１００】
【数３】
Ｑｅｃｎ＝（Ｑｅn-1／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ５２ａ入口位置における値Ｑｅｃｎと容積比Ｋｖｏｌ、体積効率相当値の前回値Ｋｉｎn-1を用いて、
【０１０１】
【数４】
ただし、Ｑｅｃn-1：Ｑｅｃの前回値、
Ｋｉｎn-1：Ｋｉｎの前回値、
の式により遅れ処理を行って吸気弁位置における１シリンダ当たりの吸入ＥＧＲ量であるシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを計算する。これはコレクタ５２ａ入口から吸気弁までのＥＧＲガスのダイナミクスを補償するためのものである。
【０１０２】
図１４は体積効率相当値Ｋｉｎを演算するフローである。
【０１０３】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ、吸気圧Ｐｍ、吸入ガス温度の前回値であるＴｎn-1を読み込み、このうちＰｍとＴｎn-1からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ＲＯＵｑｃｙｌを求め、このガス密度ＲＯＵｑｃｙｌとシリンダガス重量Ｑｃｙｌ（＝Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）を用いてステップ３において
【０１０４】
【数５】
Ｋｉｎ＝Ｑｃｙｌ／(Ｖｃ／ＲＯＵｑｃｙｌ)、
ただし、Ｖｃ：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋｉｎを演算する。
【０１０５】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【０１０６】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐｍ ｖを読み込み、この出力電圧Ｐｍ ｖよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐｍ ０に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐｍ１を吸気圧Ｐｍとして演算する。
【０１０７】
図１８は吸入新気温度Ｔａを演算するフローである。
【０１０８】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔａ ｖを読み込み、この出力電圧Ｔａ ｖよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔａ０に変換する。
【０１０９】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１１０】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰｍn-1に基づいて圧力補正係数Ｋｔｍｐｉを、Ｋｔｍｐｉ＝Ｐｍn-1 ／ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１１１】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋｔｍｐｉに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔａを、
【０１１２】
【数６】
Ｔａ＝Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃、
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１１３】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑａｓ０）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋｖｓｐ、吸気温度の吸気量補正値Ｋｑａを求め、上記の数７式に代えて、
【０１１４】
【数７】
Ｔａ＝Ｋｖｓｐ×Ｋｑａ×Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔａを求めればよい。
【０１１５】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔａ０の値をそのまま吸入新気温度Ｔａとした後、処理を終了する。
【０１１６】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔｎを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃと吸入新気温度Ｔａとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと排気温度の前回値であるＴｅｘｈn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔｅｘｈn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋｔｌｏｓを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔｅを算出し、ステップ３では
【０１１７】
【数８】
Ｔｎ＝（Ｑａｃ×Ｔａ＋Ｑｅｃ×Ｔｅ）／（Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔｎとする。
【０１１８】
図２２は燃料噴射量Ｑｆを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮｅとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍｑｄｒｖを求める。
【０１１９】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑｆ１に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑｆ１ＭＡＸによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑｆとして演算する。
【０１２０】
図２５は排気温度Ｔｅｘｈを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰｅｘｈn-1を読み込む。
【０１２１】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを求める。
【０１２２】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０から排気温度の吸気温度補正係数Ｋｔｅｘｈ１を、Ｋｔｅｘｈ１＝（Ｔｎ０／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋｔｅｘｈ２を、排気圧の前回値Ｐｅｘｈn-1からＫｔｅｘｈ２＝（Ｐｅｘｈn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋｅは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１２３】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転速度Ｎｅから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋｔｅｘｈ３を、ステップ８では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと排気量Ｑｅｘｈとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋｔｅｘｈ４をそれぞれ求める。
【０１２４】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔｅｘｈｂに４つの各補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２、Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を乗じて排気温度Ｔｅｘｈを計算する。
【０１２５】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１２６】
【数９】
図３１は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａｖｎｔの演算フローである。ステップ１では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐ、総排気重量Ｑｔｏｔａｌ（＝Ｑａｓ０＋Ｑｆ）、排気温度Ｔｅｘｈを読み込む。
【０１２７】
このうち総排気重量Ｑｔｏｔａｌと排気温度Ｔｅｘｈからステップ２で
【０１２８】
【数１０】
Ｗｅｘｈ＝Ｑｔｏｔａｌ×Ｔｅｘｈ／Ｔｓｔｄ ［ｍ2／ｓ］
ただし、Ｔｓｔｄ：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗｅｘｈを算出する。
【０１２９】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗｅｘｈの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξｆｒｉｃを演算する。ステップ４では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと総ガス重量Ｑｔｏｔａｌから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξｃｏｎｖを演算する。そして、これら２つの損失ξｆｒｉｃ、ξｃｏｎｖをステップ５において指令開度ＶＮＴｓｔｅｐに乗算して、つまり
【０１３０】
【数１１】
Ａｖｎｔ＝ＶＮＴｓｔｅｐ×ξｆｒｉｃ×ξｃｏｎｖ
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔを演算する。
【０１３１】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈの演算のフローである。
【０１３２】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑａｓ０、燃料噴射量Ｑｆ、有効面積相当値Ａｖｎｔ、排気温度Ｔｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１３３】
【数１２】
Ｐｅｘｈ０＝Ｋｐｅｘｈ×｛(Ｑａｓ０＋Ｑｆ )／Ａｖｎｔ｝2
×Ｔｅｘｈ＋Ｐａ、
ただし、Ｋｐｅｘｈ：定数、
の式により排気圧Ｐｅｘｈ０を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐｅｘｈとして求める。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果を図３５に示す。同図より、予測値でも十分な精度があることがわかる。
【０１３４】
次に、図３６はＥＧＲ（流）量Ｑｅを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１３５】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅを求める。
【０１３６】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑｅを、これら吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅとから、
【０１３７】
【数１３】
Ｑｅ＝Ａｖｅ×｛(Ｐｅｘｈ−Ｐｍ)×ＫＲ＃｝1/2、
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）
の式により計算する。
【０１３８】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込み、このうちＮｅとＱｆとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔｎから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを計算する。
【０１３９】
図４１は要求ＥＧＲ（流）量Ｔｑｅの演算フローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒ、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑａｃに目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを計算する。
【０１４０】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃに対して、Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌを加重平均係数として
【０１４１】
【数１４】
ただし、Ｒｑｅｃn-1：Ｒｑｅｃの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒｑｅｃを演算し、この中間処理値Ｒｑｅｃと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを用いてステップ４で
【０１４２】
【数１５】
Ｔｑｅｃ＝Ｍｑｅｃ×ＧＫＱＥＣ＋Ｒｑｅｃn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）、
ただし、Ｒｑｅｃn-1：Ｒｑｅｃの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１４３】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃから、
【０１４４】
【数１６】
Ｔｑｅ＝（Ｔｑｅｃ／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを計算する。
【０１４５】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを、
【０１４６】
【数１７】
Ｔａｖ＝Ｔｑｅ／｛（Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）×ＫＲ＃｝1/2、
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１４７】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍｌｉｆｔを求め、この目標リフト量Ｍｌｉｆｔに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔとして求める。
【０１４８】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１４９】
これでＥＧＲ制御の説明を終了する。
【０１５０】
以上で先願装置（特願平１１−１６８４９６号）の説明を終了する。
【０１５１】
さて、低温予混合燃焼方式によれば、図４４に示すように、パイロット噴射を行う場合とほぼ同等以上の燃焼騒音レベルを得ることができるが、過渡運転時、特に加速運転時には図４５に示すような現象を改善することが難しく（負荷の高い運転条件で低温予混合燃焼を過渡的に維持することは難しいため）、燃焼騒音が大きくなるので、過渡運転時の排気と燃焼騒音低減のため次のようにパイロット噴射と主噴射とを制御する。すなわち、図４７に示したように過渡運転に移行したタイミングより定常運転に戻るまでの加速運転区間を大きくＢ領域とＣ領域に分け、このうちＢ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８中央に示した燃焼パターンＢが得られるように、Ｃ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８右側に示した燃焼パターンＣが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御する。上記のＢ領域とＣ領域のいずれにあるかは、酸素濃度や酸素濃度の計測値と定常運転時の目標値との偏差に基づいて判断する。
【０１５２】
なお、加速前の定常運転（図４７のＡ領域）では排気・燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼を行わせることにより大幅な性能改善を図る。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の左側に示したようになる。また、過渡運転後に目標となる酸素濃度と酸素量を満たし定常的に低温予混合燃焼が可能となったときには（図４７のＤ領域）、速やかに低温予混合燃焼に移行させる。
【０１５３】
一方、減速運転時には過給圧が暫時低下していくが、過給圧が残っている場合とそうでない場合とで最適値が異なるため、減速運転時にも加速運転時と同様の制御を行う。すなわち、フュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなるので、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃焼パターンＣが得られるように、また過給圧が低くなってからは図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御する。
【０１５４】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【０１５５】
図４９は目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌの演算フローである。
【０１５６】
ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ（図１８により演算）、実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌ（センサ３２により検出）を読み込み、このうちエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ２において図５０を内容とするマップを検索することにより目標コモンレール圧力の基本値ＴＰｒａｉｌＢを、また冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａからステップ３、４、５で図５１、図５２、図５３を内容とするテーブルを検索することにより、目標コモンレール圧力の水温補正係数ＫＰＴｗ、吸気温度補正係数ＫＰＴａ、大気圧補正係数ＫＰＰａを求め、ステップ６において
【０１５７】
【数１８】
Ｋ Ｐｒａｉｌ＝ＫＰＴｗ×ＫＰＰａ×ＫＰＴａ
の式によりコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを計算する。ステップ７ではこの補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを用いて
【０１５８】
【数１９】
Ｔｐｒａｉｌ１＝Ｋ Ｐｒａｉｌ×ＴｐｒａｉｌＢ
の式により上記の目標コモンレール圧力基本値を補正して目標コモンレール圧力Ｔｐｒａｉｌ１を求める。
【０１５９】
ここで、図５１に示したように低水温時に補正係数ＫＰＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃料噴霧の状態が悪くなるので、これを防止するためである。図５２のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＰＴａを１．０より大きな値としているのは、吸入新気温度Ｔａが低い場合に燃料噴霧が気化しにくくなるので、噴霧粒径を小さくするためである。図５３のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＰＰａを１．０より大きな値としているのは、大気圧Ｐａが低いと実圧縮比が低くなり着火しにくくなるので、噴霧粒径を小さくして着火しやすくするためである。
【０１６０】
図４９のステップ８では実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌがこの目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１と一致するようにＰＩ制御によりＰＩ補正量を演算し、ステップ９においてこのＰＩ補正量を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１に加算し、加算後の目標コモンレール圧力を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ２とおく。
【０１６１】
ステップ１０ではエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図５４、図５５のマップを検索して最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸ、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを求め、ＴＰｒａｉｌ２がこの最大値と最小値の間にあればＴＰｒａｉｌ２の値を、またＴＰｒａｉｌ２が最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを超える場合は最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを、ＴＰｒａｉｌ２が最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを下回る場合は、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを目標コモンレール圧ＴＰｒａｉｌとして演算する。
【０１６２】
図５６はパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱの設定フローである。
【０１６３】
ステップ１で実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌを読み込み、これらからステップ２において
【０１６４】
【数２０】
ｄＰｍ＝｜Ｐｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ｜
の式により両者（実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌ）の差の絶対値を偏差ｄＰｍとして演算する。差の絶対値を偏差ｄＰｍとして演算するのは加速運転時だけでなく減速運転時にも対応させるためである。
【０１６５】
ステップ３、４で偏差ｄＰｍと所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ１（Ｃｄｐｍ２＞Ｃｄｐｍ１＞０）を比較する。所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ１は図４７に示した各領域（ただし図４７は加速時）のいずれにあるかを定めるための判定値である。図４７の加速時でみると、過給圧の応答遅れによりＢ領域では両者の差が大きくてＰｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ＞Ｃｄｐｍ２となり、Ｃ領域になると両者の差が小さくなってＣｄｐｍ２≧Ｐｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ＞Ｃｄｐｍ１となり、さらにＤ領域になると差がわずかとなりＣｄｐｍ１≧Ｐｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔとなる。なお、減速運転時においては、過給圧の応答遅れにより減速初期の区間（Ｂ領域に相当）で両者の差が大きくてＰｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌ＞Ｃｄｐｍ２となり、減速後期の区間（Ｃ領域に相当）になると両者の差が比較的小さくなってＣｄｐｍ２≧Ｐｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌ＞Ｃｄｐｍ１となり、その後（Ｄ領域に相当）は両者の差がわずかとなりＣｄｐｍ１≧Ｐｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌとなる。
【０１６６】
したがって、ｄＰｍ＞Ｃｄｐｍ２であるときにはＢ領域にあると判断し、ステップ３よりステップ５に進んで、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝２とする。Ｃｄｐｍ２≧ｄＰｍ＞Ｃｄｐｍ１であるときにはＣ領域にあると判断し、ステップ３、４よりステップ６に進みパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝１とする。Ｃｄｐｍ１≧ｄＰｍのときにはＤ領域（またはＡ領域）にあると判断し、ステップ３、４よりステップ７に進みパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０とする。これより、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝２とＦ ＰＱ＝１がパイロット噴射を許可する場合（過渡運転時）であることを、またパイロット噴射許可Ｆ ＰＱ＝０がパイロット噴射を許可しない場合（定常運転時）であることを表す。
【０１６７】
上記所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ２の設定に際しては、回転速度と負荷を同じにした状態で過給圧を変化させたときの排気・燃費と燃焼騒音の計測結果を考慮して決定する。同じエンジン機種であれば全て同じ値を用いる。エンジン機種が異なれば最適値が異なるので、エンジン機種毎に実験して決めなおす必要がある。
【０１６８】
図５６は過給圧に基づいてパイロット噴射を許可するかどうかを判定するものであったが、このパイロット噴射許可判定は過給圧に基づくものに限られない。詳述しないがたとえば図５７（第２実施形態）、図６０（第３実施形態）、図６２（第４実施形態）に示したようにシリンダ吸入新気量（Ｑａｃ、Ｔｑａｃ）、シリンダ吸入ＥＧＲ量（Ｍｑｅｃ、Ｔｑｅｃ）、空気過剰率（Ｌａｍｂｄａ、Ｔｌａｍｂ）に基づいてパイロット噴射を許可するかどうかを判定してもかまわない。なお、図５７に用いられる目標シリンダ吸入新気量Ｔｑａｃは図５８、図５９に示したようにエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆに基づいて演算する。図６０に用いられる目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃは図６１に示し
たように
【０１６９】
【数２１】
Ｔｑｅｃ＝Ｔｑａｃ×Ｍｅｇｒ
の式により計算する。なお、図６０に用いられるＭｑｅｃも名称だけみれば目標シリンダ吸入ＥＧＲ量であるが、その実質は実シリンダ吸入ＥＧＲ量を表している（図４１のステップ２参照）。
【０１７０】
図６２に用いられる実空気過剰率Ｌａｍｂｄａ、目標空気過剰率Ｔｌａｍｂの演算については図６３のフローにより説明する。ステップ１で燃料噴射量Ｑｆと回転速度Ｎｅより図６４を内容とするマップを検索することにより目標空気過剰率Ｔｌａｍｂを、またステップ２でシリンダ吸入新気量Ｑａｃと燃料噴射量Ｑｆから
【０１７１】
【数２２】
Ｌａｍｂｄａ＝Ｑａｃ／（Ｑｆ×＃Ｂｌａｍｂ）、
ただし、＃Ｂｌａｍｂ：理論空燃比、
の式により実空気過剰率Ｌａｍｂｄａを演算する。
【０１７２】
ここで、過給圧に代えて、シリンダ吸入新気量、シリンダ吸入ＥＧＲ量、空気過剰率を用いてパイロット噴射を許可するかどうかを判定する場合に、ｉ)過給圧を用いる場合との相違点や注意点、ii)過給圧を用いる場合との効果上の違いを述べる。
【０１７３】
〈１〉シリンダ吸入新気量を用いる場合：圧力と流量の計測は第一近似で考えれば同じものを計測しているのに等しいのであるが、燃焼に直接起因するのは、圧力（過給圧）よりも新気量である。過給圧の計測に比べて新気量の計測のほうが応答遅れがやや大きく（たいていセンサがエアクリーナ部等上流に配置されるため）、コストも高くなるが、燃焼に直接起因する因子を計測しているほうが、高い制御精度が得られるというメリットがある。
【０１７４】
〈２〉シリンダ吸入ＥＧＲ量を用いる場合：ＥＧＲ量は作動ガス中の酸素量と酸素濃度を制御するので、噴射時期とともに着火遅れに強い影響がある。したがって、ＥＧＲ量で制御する場合、暗に着火遅れ時期がどれぐらい変化するかをチェックしながら制御することになるので、燃焼騒音対策としてはより効果が高くなる。
【０１７５】
〈３〉空気過剰率を用いる場合：空気過剰率＝新気量／（燃料噴射量×１４．７）という定義式から明確なように、空気過剰率を用いると、新気量だけでなく燃料噴射量の影響もチェックしながら制御することになる。遅い新気量に対して燃料噴射量の動きは速いので、この比をモニタして制御する結果、他の３つの場合（過給圧、シリンダ吸入新気量、シリンダ吸入ＥＧＲ量を用いる場合）に比べて特に過渡運転時の制御精度が向上する。
【０１７６】
図６５は目標主噴射時期ＴＭＩＴの演算フローである。
【０１７７】
ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読み込む。ステップ２ではパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱにしたがって図６６〜図６８に示すマップのいずれかを選択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその選択したマップを検索することにより目標主噴射時期の基本値ＴＭＩＴＢを演算する。
【０１７８】
図４８をみると、左側に示す燃焼パターンＡでは主噴射（開始）時期が圧縮上死点後になっているのに対して、中央と右側に示す燃焼パターンＢ、Ｃでは主噴射（開始）時期が圧縮上死点前にきている。図６６、図６７、図６８は、これら図４８の左側、中央、右側に示す各主噴射時期を与えるものである。燃焼パターンＡを与える主噴射時期に対して、燃焼パターンＢ、Ｃを与える主噴射時期が異なることを明確にするため図６６、図６７、図６８のマップ中に圧縮上死点の位置と大体の値を書き入れることができればよいのであるが、実際には一概に特性が定まるものでないため、書き入れることはできていない。発明者の経験によれば、具体的数値の傾向は概ね３つとも同じになると思われる。なお、図６６に示す目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢの特性は、従来と同様でありクランク角で圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料噴射が開始されるように設定されている（圧縮上死点より遅角側のデータが入っている）。
【０１７９】
図６５のステップ３〜５では冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａから図６９、図７０、図７１を内容とするテーブルを検索することにより、目標主噴射時期の水温補正係数ＫＭＩＴＴｗ、吸気温度補正係数ＫＭＩＴＴａ、大気圧補正係数ＫＭＩＴＰａを求め、ステップ６において
【０１８０】
【数２２】
ＫＭ ＩＴ＝ＫＭＩＴＴｗ×ＫＭＩＴＴａ×ＫＭＩＴＰａ
の式により主噴射時期補正量ＫＭ ＩＴを計算する。
【０１８１】
ステップ７ではこの主噴射時期補正量ＫＭ ＩＴを用いて
【０１８２】
【数２３】
ＴＭＩＴ１＝ＫＭ ＩＴ×ＴＭＩＴＢ
の式により目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢを補正し、補正後の値を目標主噴射時期ＴＭＩＴ１とする。
【０１８３】
目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢは、所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）である。したがって、補正係数ＫＭＩＴＴｗ、ＫＭＩＴＴａ、ＫＭＩＴＰａが１．０より大きな値のとき主噴射時期が進角される。図６９に示したように低水温時に補正係数ＫＭＩＴＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃焼が遅れがちになるので、燃焼の中心を進角側にもってくるためである。図７０のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＭＩＴＴａを１．０より大きな値とし、図７１のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＭＩＴＰａを１．０より大きな値としているのも、同様の理由からである。
【０１８４】
なお、３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに対して目標主噴射時期基本値（図６６〜図６８）を別々に与えたのに対して、図６９〜図７１に示す補正係数の特性は３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに応じて与えることはしていない。３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに応じて補正係数のテーブルを与えることも考えられるのであるが、ロジックが複雑になるのと適合しきれないこともあるので、今のところ１つにまとめている。
【０１８５】
図６５のステップ８ではエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図７２、図７３のマップを検索して最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸ、最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを求め、目標主噴射時期ＴＭＩＴ１が最大値と最小値の間にあればＴＭＩＴ１の値を、また目標主噴射時期ＴＭＩＴ１が最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸを超える場合は最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸを、目標主噴射時期ＴＭＩＴ１が最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを下回る場合は最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを目標主噴射時期ＴＭＩＴとして演算する。これはリミッタ処理である。
【０１８６】
図７４は目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴの演算フローである。演算方法そのものは目標主噴射時期と同様である。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読み込む。ステップ２ではパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱの値にしたがって図７５、図７６に示すマップのいずれかを選択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその選択したマップを検索することにより目標パイロット噴射時期の基本値ＴＰＩＴＢを演算する。なお、図示しないが、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０であるときにはパイロット噴射を行う必要がないので、目標パイロット噴射時期を演算しない。
【０１８７】
図７４のステップ３〜５では冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａから図７７、図７８、図７９を内容とするテーブルを検索することにより、目標パイロット噴射時期の水温補正係数ＫＰＩＴＴｗ、吸気温度補正係数ＫＰＩＴＴａ、大気圧補正係数ＫＰＩＴＰａを求め、ステップ６において
【０１８８】
【数２４】
ＫＰ ＩＴ＝ＫＰＩＴＴｗ×ＫＰＩＴＴａ×ＫＰＩＴＰａ
の式によりパイロット噴射時期補正量ＫＰ ＩＴを計算する。
【０１８９】
ステップ７ではこのパイロット噴射時期補正量ＫＰ ＩＴを用いて
【０１９０】
【数２５】
ＴＰＩＴ１＝ＫＰ ＩＴ×ＴＰＩＴＢ
の式により目標パイロット噴射時期基本値ＴＰＩＴＢを補正し、補正後の値を目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１とする。
【０１９１】
目標パイロット噴射時期基本値ＴＰＩＴＢも、前述の目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢと同様、所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）である。また、補正係数ＫＰＩＴＴｗ、ＫＰＩＴＴａ、ＫＰＩＴＰａが１．０より大きな値のときパイロット噴射時期が進角される。パイロット噴射について図７７、図７８、図７９の各特性とした理由は、主噴射について図６９、図７０、図７１の各特性としたのと同様である。
【０１９２】
図７４のステップ８ではエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図８０、図８１のマップを検索して最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸ、最小パイロット噴射時期ＩＴＰＭＩＮを求め、目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１が最大値と最小値の間にあればＴＰＩＴ１の値を、また目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１が最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸを超える場合は最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸを、目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１が最小パイロット噴射時期ＩＴＰＭＩＮを下回る場合は最小パイロット噴射時期ＩＴＰＭＩＮを目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴとして演算する（リミッタ処理）。
【０１９３】
図８２は目標パイロット噴射量ＴＰＱの演算のフローである。
【０１９４】
ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読込み、このうちパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱの値にしたがって図８３、図８４に示すマップのいずれかを選択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその選択したマップを検索することにより目標パイロット噴射量基本値ＴＰＱＢを演算し、これをそのままステップ３で目標パイロット噴射量ＴＰＱとする。なお、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０のときにはパイロット噴射を行う必要がないので、目標パイロット噴射量ＴＰＱは演算しない。
【０１９５】
図４８をみると、中央に示す燃焼パターンＢと右側に示す燃焼パターンＣとでパイロット噴射量と基本インターバル（パイロット噴射開始時期と主噴射開始時期との間隔）とが違っている。上記の図７５、図７６は、これら図４８の中央、右側に示す各基本インターバルを定めるパイロット噴射開始時期を、また図８３、図８４は、これら図４８の中央、右側に示す各パイロット噴射量を与えるものである。エンジン回転速度が４０００ｒｐｍまでの実験結果によれば、燃焼パターンＢを与えるパイロット噴射量は０．２〜１．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌ、同じく燃焼パターンＢを与える基本インターバルは７〜１８゜ＣＡ、同様に燃焼パターンＣを与えるパイロット噴射量は１．５〜３．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌ、同じく燃焼パターンＣを与える基本インターバルは３０゜ＣＡでよいことを確認している。
【０１９６】
実験した回転速度の上限は４０００ｒｐｍであるが、この値に限定されるものでない。パイロット噴射による燃焼騒音低減の効果がいずれの回転速度まで得られるかはエンジンの諸元や考え方でずいぶん違ってくるので、エンジン機種が変わればパイロット噴射を適用する回転速度範囲も変わり得る。ただし、排気量の全く異なる３機種のエンジンについての実験結果からいうと、いずれのエンジンについても上記の数値を満足するため、上記数値の範囲が一般解になりうると考えている。
【０１９７】
実験結果によれば、パイロット噴射量については図８４のほうが図８３より小さい値が入る。パイロット噴射時期については、回転速度が高くなると基本インターバルはやや短くなり、負荷が増えても同様な傾向となるため、燃焼パターンＢ、Ｃを与えるパイロット噴射時期の傾向としては図７５、図７６に示した矢印方向に数値が小さくなる。
【０１９８】
目標パイロット噴射時期基本値については図４８に示す２つの燃焼パターンＢ、Ｃに対して別々の値を与えたのに対して、上記図７７〜図７９に示す補正係数の特性については、上記図６９〜図７１と同様、燃焼パターン毎に与えることをしていない。燃焼パターン毎に補正係数のテーブルを与えることも考えられるが、ロジックが複雑になるのと適合しきれないこともあるので、ここでも今のところ１つにまとめている。
【０１９９】
ここで、本実施形態の作用を図４７、図４８参照しながら説明する。
【０２００】
本実施形態では、定常運転である図４７のＡ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ１以下となる運転条件）において排気、燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼が行われて大幅な性能改善が図られる。
【０２０１】
次に、過渡的に大幅に酸素濃度や酸素量が不足する図４７のＢ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ２を超える運転条件）になると、少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして上死点以前で主噴射が完了される。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の中央に示したようにガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、燃焼騒音を抑制することが可能となる。
【０２０２】
運転条件が吸入空気中の酸素濃度は改善されるが酸素量が不足する図４７のＣ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ２以下となる運転条件）に移ると、パイロット噴射量が比較的多くされるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してから主噴射が行われることで、スモークの悪化が抑制されるとともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼が緩慢となり燃焼騒音が抑制される。
【０２０３】
過渡運転終了後のＤ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ１以下となる運転条件）では目標となる酸素濃度と酸素量を満たすので、速やかに低温予混合燃焼が行われる。
【０２０４】
加速運転時に上記の制御を実施することによる効果を図８５、図８６に示す。従来の制御方法と比較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音悪化を抑制しつつ（図８５）、同時に排気・燃費も改善することが可能になっている（図８６）。
【０２０５】
一方、減速運転時のフュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなるのであるが、本実施形態によれば、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃焼パターンＣが得られるように、また過給圧が低くなってからは図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイロット噴射と主噴射が制御され、これによって本発明の制御を行わない場合より燃焼騒音を抑制できることを実験により確認している。
【０２０６】
第３実施形態ではシリンダ吸入ＥＧＲ量に基づいてパイロット噴射を許可するかどうかを判定する場合で説明したが、ＥＧＲ率を用いてもかまわない。
【０２０７】
実施形態では、低温予混合燃焼を行うものを前提として、パイロット噴射を適用する場合で説明したが、本発明はこれに限定されるものでなく、拡散燃焼を主体とする燃焼を前提とする場合にも適用できる。
【０２０８】
実施形態ではコモンレール式の燃料噴射装置を備える場合で説明したが、本発明の適用においては噴射ポンプの形式を問わない。
【０２０９】
本発明では可変容量ターボチャージャを備える場合で説明したが、一定容量ターボチャージャを備える場合でもかまわない。
【０２１０】
ＥＧＲ制御値（ＥＧＲ率やＥＧＲ量）と過給圧を同時に制御する他の方法がすでに提案されており（特願平１１−１６８４５０号、特願２０００−３０９５５７号等）、それらに対して本発明を適用してもよい。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】低温予混合燃焼方式による排気と燃焼騒音の特性図。
【図４５】低温予混合燃焼方式による加速運転時の作用を説明するための波形図。
【図４６】定常運転時と過渡運転時とで低温予混合燃焼が可能な領域が異なることを示す特性図。
【図４７】本実施形態の加速運転時の作用を説明するための波形図。
【図４８】図４７のＡ、Ｂ、Ｃの各運転域おける燃焼パターンおよびその各燃焼パターンを実現するためのパイロット噴射と主噴射の波形を示す図。
【図４９】目標コモンレール圧力の演算を説明するためのフローチャート。
【図５０】目標コモンレール圧力基本値の特性図。
【図５１】水温補正係数の特性図。
【図５２】吸気温度補正係数の特性図。
【図５３】大気圧補正係数の特性図。
【図５４】最大コモンレール圧力の特性図。
【図５５】最小コモンレール圧力の特性図。
【図５６】パイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図５７】第２実施形態のパイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図５８】目標新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５９】目標新気量の特性図。
【図６０】第３実施形態のパイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図６１】目標ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図６２】第４実施形態のパイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図６３】空気過剰率の演算を説明するためのフローチャート。
【図６４】目標空気過剰率の特性図。
【図６５】目標主噴射時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図６６】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝０）。
【図６７】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝１）。
【図６８】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝２）。
【図６９】水温補正係数の特性図。
【図７０】吸気温度補正係数の特性図。
【図７１】大気圧補正係数の特性図。
【図７２】最大主噴射時期の特性図。
【図７３】最小主噴射時期の特性図。
【図７４】目標パイロット噴射時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図７５】目標パイロット噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝２）。
【図７６】目標パイロット主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝１）。
【図７７】水温補正係数の特性図。
【図７８】吸気温度補正係数の特性図。
【図７９】大気圧補正係数の特性図。
【図８０】最大パイロット噴射時期の特性図。
【図８１】最小パイロット噴射時期の特性図。
【図８２】目標パイロット噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図８３】目標パイロット噴射量基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝２）。
【図８４】目標パイロット噴射量基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝１）。
【図８５】本実施形態の作用を説明するための波形図。
【図８６】本実施形態の排気と燃費の特性図。
【図８７】第１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
２ 可変容量ターボチャージャ
１７ 燃料噴射弁
４１ コントロールユニット
【発明の属する技術分野】
この発明は、ディーゼルエンジンの制御装置、特に過渡運転時の燃焼騒音を防止するため、主燃料噴射に先立って小量の噴射を行ういわゆるパイロット噴射を行うものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
ディーゼルエンジンでは燃焼時の着火遅れ期間が長くなり、燃焼圧力の上昇率が過大になると燃焼騒音が急激に増大することが知られている。一般に、燃焼騒音の増大は着火遅れ期間が長くなる低温始動時や、吸気温度が低く燃焼室温度上昇の遅れに伴う着火遅れが生じる過渡運転時等に発生しやすい。また、ディーゼルエンジンでは噴射圧力の増大に伴う燃焼速度の増加により燃焼騒音の増大が生じやすくなっている。
【０００３】
上記の燃焼騒音の増大を防止するためには、主噴射に先立って小量の燃料を噴射するパイロット噴射を行なうことが有効なことが知られている。パイロット噴射により噴射された燃料が主噴射に先立って燃焼するため、主噴射時には筒内温度と圧力とがともに上昇し、主噴射燃料の燃焼状態が改善される。従って、燃料の着火遅れも短縮されるようになり燃焼騒音が増大することが防止される。
【０００４】
ところで、従来、主噴射時期とパイロット噴射時期とはそれぞれ実験により設定された数値マップに基づいて以下の方法で決定されている。
１．メイン噴射
（１）エンジン運転状態（アクセル開度、回転速度）に基づいて予め準備した燃料噴射量のマップから燃料噴射量と燃料噴射圧力とを算出する。
【０００５】
（２）エンジン回転速度と上記により算出した燃料噴射量とに基づいて予め実験により設定された基本主噴射時期のマップから基本主噴射時期を決定する。
【０００６】
（３）決定した基本主噴射時期を実際のエンジンの吸気圧力、冷却水温で補正し、最終主噴射時期を決定する。
２．パイロット噴射
（１）予め実験により設定された基本インターバル（パイロット噴射開始時期と主噴射開始時期との間隔）のマップに基づいて、エンジン回転速度と燃料噴射量とから基本インターバルを決定する。
【０００７】
（２）予め準備した数値マップに基づいて、冷却水温に基づいて定まる水温補正量を決定する。
【０００８】
（３）パイロット噴射時期を〔主噴射時期〕＋〔基本インターバル〕＋〔水温補正量〕として算出する。
【０００９】
上記主噴射時期決定における基本主噴射時期マップ及びパイロット噴射時期決定における基本インターバルマップとは、それぞれエンジン標準運転状態（冷却水温、過給圧、吸気温度が一定の定常運転）における実験結果に基づいて作成されている。すなわち、基本主噴射時期はエンジン標準運転状態において、主噴射燃料の最も良好な燃焼状態が得られる噴射時期、パイロット噴射時期決定における基本インターバルマップは、パイロット噴射により白煙や排気性状の悪化を生じることなく燃焼騒音を最も良好に低減できる噴射時期として実際のエンジンを用いた実験により定められたものである。
【００１０】
ところが、実際のエンジンの運転では、たえず加速・減速を繰り返す。特にＥＧＲ装置や過給機の応答遅れにより、吸気中のＥＧＲ率や空気過剰率が標準状態と異なった状態で運転されることが多く、標準状態における噴射時期（基本主噴射時期及び基本インターバル）をそのまま用いたのでは主噴射、パイロット噴射とも良好な結果を得ることはできない。そこで、従来は主噴射時期については過給圧と冷却水温とに基づく補正を、またパイロット噴射時期については冷却水温に基づく補正を行なってそれぞれ最終の主噴射時期とパイロット噴射時期とを決定している。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
上記の基本主噴射時期及び基本インターバル（基本パイロット噴射時期）は、エンジンの標準運転状態において、それぞれ主噴射及びパイロット噴射により気筒内に供給された燃料の燃焼状態が最適になるように設定されている。実際の運転では、例えば主噴射については基本主噴射時期を過給圧と冷却水温とで補正することにより、またパイロット噴射については基本パイロット噴射時期を冷却水温により補正することで、実際の主噴射やパイロット噴射により供給された燃料の燃焼状態ができるだけ標準運転状態における最適な燃焼状態に近づくようにしている。しかし、エンジン燃焼室内の燃焼に影響を及ぼす因子は他にも多数あるため、定常運転時の目標値を補正したのでは過渡運転状態における噴射燃料の燃焼状態は必ずしも最適にならない。
【００１２】
特に、上記の基本主噴射時期マップと基本インターバルマップとはエンジンの定常運転に基づいて作成されたマップであるため、例えばエンジン加速時等の過渡運転状態では、冷却水温や過給圧等のみによる補正を行なっていると、燃焼室内の燃焼状態が最適な状態から大きくずれる場合があり、スモークが発生したり燃焼騒音が生じたりする問題がある。
【００１３】
一方、パイロット噴射に頼らずに排気と燃焼騒音を低減しようという試みがある（特開平６−３４６７６３号公報、特許第２８６４８９６号等参照）。低温予混合燃焼と称されるこの燃焼方式を簡単に説明すると以下の通りとなる。
【００１４】
低圧縮比エンジン（圧縮比１４〜１８、理想的には１４〜１６の間）を用いて噴射時期の大幅な遅角化を行って着火遅れ期間を延ばし、着火遅れ期間内に燃料噴射を完了し、この間に噴射した燃料を空気と予混合させる。このまま着火させると、急激に燃焼が進み、ＮＯｘ・燃焼騒音が悪化するので、燃焼を緩慢に行わせるため大量のＥＧＲ（吸気中の酸素濃度を下げる）により燃焼温度を下げる。この際、予混合気にむらが生じると空気過剰率が低い領域でスモークが発生するため、所定以上の空気過剰率を確保する（吸気中の酸素量を所定以上に保つ）と同時に、スワールを強化する。通常、噴射時期を遅角すると燃費が悪化するが、低温燃焼とすることで冷却損失が抑制されるため、燃費の悪化はない。
【００１５】
こうした低温予混合燃焼方式によれば、図４４に示すように、先のパイロット噴射による燃焼（図では「パイロット噴射付き燃焼」で示す）とほぼ同等以上の燃焼騒音レベルを得ている。
【００１６】
しかしながら、このような低温予混合燃焼方式を用いても過渡運転時、特に加速運転時には図４５に示すような現象を改善することが難しい（負荷の高い運転条件で低温予混合燃焼を過渡的に維持することは難しいため）。
【００１７】
図４５において、加速時はまず燃料噴射量が増加し、排気圧・排気温度が上昇し、その圧力・温度の上昇した排気のエネルギで排気タービンが回転する。過給機には遅れがあるため加速初期にコレクタ内の圧力が依然低く、ごく短期間でみれば、ＥＧＲ弁前後差圧が増大し、ＥＧＲ量（ＥＧＲ率）が増える。その一方で、燃焼室内の空気過剰率は低下する。このため、着火遅れ期間が異常に増大し、着火とともに急峻に燃焼するようになる（図４５の右下の波形参照）。このような燃焼では、もはや低温予混合燃焼（図４５の左下の波形参照）とはいえず、燃焼騒音が悪化するほか排気も悪化する。したがって、過渡運転条件ではパイロット噴射を行って燃焼騒音を改善する必要がある。
【００１８】
次に、本発明の発明者が行った実験的考察を述べる。発明者の実験的考察によれば、低温予混合燃焼が可能な領域は図４６に示すように過渡運転時には定常運転時よりも狭くなる。すなわち、過渡運転時の低温予混合燃焼領域は、吸入空気中の酸素濃度または酸素量が定常運転時の目標値に対してどのぐらい乖離しているかに依存していることを見出した。
【００１９】
そこで、過渡運転時の排気と燃焼騒音低減のため次の３つの手法を試みた。図４７にその説明図を記す。
【００２０】
その１：まず、加速前の定常運転（図４７のＡ領域）では排気・燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼を行わせることにより大幅な性能改善を図る。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の左側に示したようになる。
【００２１】
その２：次に目標値に対して過渡的に酸素濃度や酸素量が大幅に不足する領域（図４７のＢ領域）での燃焼を改善するため、次の対策を採る。Ｂ領域では、ＥＧＲ率が過剰に増大して着火遅れ期間が大幅に長くなり、急峻な燃焼により燃焼騒音が悪化するとともにスモークが悪化しやすい。通常、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くするとパイロット噴射燃料の燃焼中に主噴射が行われ空気利用率が低下してスモークが悪化するのであるが、低圧縮比エンジンで比較的回転速度の低い運転条件では、パイロット噴射の着火が遅れ、予混合気の形成が進んで空気利用率が高くなり、空気過剰率が１．０である付近でもスモークが発生しないことを実験的に見出した。そこで、目標値に対して過渡的に酸素濃度や酸素量が不足するＢ領域では、着火遅れ期間の過度の増大を抑制するために、少ないパイロット噴射を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させる。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の中央に示したように、ガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、これによって燃焼騒音を抑制することが可能となった。
【００２２】
なお、排気に与える影響でみると酸素量と酸素濃度は違った意味合いを持ち、大まかにいって酸素量がＰＭの生成量に、これに対して酸素濃度がＮＯｘの生成量に大きく影響するものの、酸素濃度と酸素量は制御対象として明確に分離しきれるものでない。酸素濃度の主たる調整手段としてＥＧＲ装置を、酸素量の主たる調整手段として過給機を用いているが、酸素濃度と酸素量を独立して制御することはできない。
【００２３】
その３：最後に加速運転開始後、所定期間がたつと（図４７のＣ領域）、過剰なＥＧＲが解消されるため、吸入空気中の酸素濃度は改善されるが、過給圧（吸気圧）の立ち上がりにはなお時間を要し、酸素量が不足する。このような運転条件では、着火遅れ期間が短くなり、先のＢ領域での１こぶ燃焼を継続してもスモークの悪化を抑制することは期待できない。そこで、Ｃ領域では、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしパイロット噴射燃料の燃焼を完全に終了させてから主噴射を行うことで、スモークの悪化を抑制するとともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼を緩慢にさせて燃焼騒音を抑制する。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の右側に示したように、左側、中央とも異なる典型的なパイロット噴射によるディーゼル燃焼の波形となる。
【００２４】
なお、過渡運転後の運転条件が、目標とする酸素濃度と酸素量を満たし定常的に低温予混合燃焼が可能となったときには（図４７のＤ領域）、速やかに低温予混合燃焼に移行させる。
【００２５】
このように本発明では、過渡運転に移行したタイミングより定常運転に戻るまでの加速運転区間を大きくＢ領域とＣ領域の２つに分け、このうちＢ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８中央に示した燃焼パターンＢが得られるように、Ｃ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８右側に示した燃焼パターンＣが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御する。詳細には、上記のＢ領域とＣ領域のいずれにあるかは、酸素濃度あるいは酸素量の計測値と定常運転時の目標値との偏差に基づいて判断する。すなわち、偏差が大きい場合にＢ領域であると判断し、燃焼パターンＢが得られるように少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させ、また偏差が小さい場合にＣ領域であると判断し、燃焼パターンＣが得られるようにパイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼を完全に終了させてから主噴射を行うことにより、従来の制御方法と比較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音の悪化を抑制しつつ、同時に排気・燃費も改善することを可能とすることを目的とする。
【００２６】
なお、減速運転時には過給圧が暫時低下していくが、過給圧が残っている場合とそうでない場合とで最適値が異なるため、減速運転時にも本発明を適用できる。たとえば、フュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなる。そこで、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃焼パターンＣが得られるように、また過給圧が低くなってからは図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御することで、本発明の制御を行わない場合より燃焼騒音を抑制できる（実験により確認している）。
【００２７】
また、図４７、図４８では定常運転時に低温予混合燃焼を行わせるものを前提として説明したが、定常運転時に拡散燃焼主体の燃焼を行うものも本発明の対象となる。
【００２８】
ここで、低温予混合燃焼を実現する手段は、エンジンの燃焼温度を低下させる手段と、この燃焼温度を低下させる手段の作動時に、熱発生率のパターンが単段燃焼となるように着火遅れ期間を大幅に長くする手段とから構成され、この場合の熱発生率のパターンが単段燃焼となる燃焼を簡単に「低温予混合燃焼」と称している。また、熱発生率のパターンが単段燃焼とならない燃焼を「拡散燃焼主体の燃焼」と称して「低温予混合燃焼」と区別する。低温予混合燃焼を実現する手段を備えるエンジンにおいても、現在のところ総ての運転域で低温予混合燃焼を実現することが可能であるというわけではないので、定常運転でも高負荷時になると拡散燃焼主体の燃焼となる。低温予混合燃焼と相違して拡散燃焼主体の燃焼時には排気が悪化するものの、本発明の適用による燃焼騒音の低減効果と排気を最低限の悪化で抑えるというメリットは享受できることを実車実験で確認している。もちろん総ての運転点域で拡散燃焼主体の燃焼を行わせるものに対しても本発明の適用がある。
【００２９】
なお、特開２０００−６４８９１号公報では、パイロット噴射燃料の燃焼室内における着火遅れがエンジン標準運転状態における着火遅れと等しくなるようにパイロット噴射時期を設定し、パイロット噴射時期と主噴射時期との間に燃焼を終了することができる範囲で最大の燃料量をパイロット噴射量として設定している。このものは、パイロット噴射燃料を主噴射の開始までに完全に燃焼させて、主噴射燃料の燃焼状態を改善するとともに、スモークの発生等を防止するものである。
【００３０】
しかしながら、このものではたとえばアイドルからの発進直後等の著しく過給圧が低い運転状態で加速を行ったときディーゼルノック音が十分下がらないのに対して、図４７、図４８に示したように燃焼パターンを本発明の方法で最適化することにより、このような運転状態での加速時においても燃焼騒音の低減効果が得られる。この点も実車実験で確認している。
【００３１】
このように本発明は、過渡運転時の主噴射、パイロット噴射それぞれの噴射時期、噴射量等を適切に設定することにより、噴射された燃料の燃焼状態を最適にして燃焼騒音を防止することを目的としている。
【００３２】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、図８７に示すように、主噴射と、この主噴射に先立つパイロット噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、ＥＧＲ装置と、このＥＧＲ装置の応答遅れよりも大きな応答遅れを有する過給機９２備え、吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を設定する手段８１と、吸気中の酸素濃度または酸素量を計測する手段８２と、この酸素濃度または酸素量の計測値の前記目標値からのずれ（差または比）が所定値より大きい加速状態であるのか、それとも前記計測値の前記目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態であるのかを判定する手段８３と、この判定結果に基づき前記計測値の前記目標値からのずれが所定値より大きい加速状態の場合に、少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させ、前記計測値の前記目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態である場合に、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼を完全に終了させてから主噴射を行う手段８４とを備える。
【００３３】
第２の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として過給圧を用いる。
【００３４】
第３の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として吸入新気量（たとえばシリンダ吸入新気量）を用いる。
【００３５】
第４の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値としてＥＧＲ量（シリンダ吸入ＥＧＲ量）またはＥＧＲ率を用いる。
【００３６】
第５の発明では、第１の発明において前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として空気過剰率を用いる。
【００３７】
第６の発明では、第１から第５までのいずれか一つの発明において前記計測値の前記目標値からのずれがない運転状態（定常運転時）の場合に、低温予混合燃焼を行わせる。
【００３８】
第７の発明では、第６の発明において前記低温予混合燃焼を行わせる手段が、エンジンの運転条件に応じてエンジンの燃焼温度を低下させる手段と、この燃焼温度を温度を低下させる手段の作動時に、熱発生率のパターンが単段燃焼の形態となるように着火遅れ機関を大幅に長くする手段とからなる。
【００３９】
第８の発明では、第７の発明において前記燃焼温度を低下させる手段が吸気の酸素濃度を低減させる手段である。
【００４０】
第９の発明では、第７の発明において前記着火遅れ期間を大幅に長くする手段が、燃料の噴射時期を上死点後まで遅らせる手段である。
【００４１】
第１０の発明は、主噴射と、この主噴射に先立つパイロット噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、ＥＧＲ装置と、このＥＧＲ装置の応答遅れよりも大きな応答遅れを有する過給機とを備え、吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を設定する手段と、吸気中の酸素濃度または酸素量を計測する手段と、フュエルカットリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合であるのか、それともその後に過給圧が低くなり定常運転に戻るまでの場合であるのかを判定する手段と、この判定結果に基づきフュエルカットリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼を完全に終了させてから主噴射を行い、その後に過給圧が低くなり定常運転に戻るまでの場合に、少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させる手段とを備える。
【００４２】
【発明の効果】
第１、第２の発明によれば、過渡的に大幅に酸素濃度や酸素量が不足する運転条件（計測値の目標値からのずれが所定値より大きい加速状態）になると、少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前で主噴射が完了されることから、クランク角に対する筒内圧の変化が図４８の中央に示したようにガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、燃焼騒音を抑制することが可能となる。
【００４３】
計測値の目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態と、吸入空気中の酸素濃度が改善されるが酸素量が不足する運転条件とは、ほぼ等価であり、この運転条件に移ると、パイロット噴射量が比較的多くされるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してから主噴射が行われ、これによってスモークの悪化が抑制されるとともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼が緩慢となり燃焼騒音が抑制される。
【００４４】
加速運転時のこのような制御により従来の制御方法と比較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音の悪化を抑制することができる。
【００４５】
一方、減速運転時のフュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなり、また過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなるのであるが、第１０の発明によれば、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、パイロット噴射量が比較的多くされるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してから主噴射が行われ、また過給圧が低くなってからは少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前で主噴射が完了されるので、本発明の制御を行わない場合より燃焼騒音を抑制できる。
【００４６】
また、特開２０００−６４８９１号公報ではアイドルからの発進直後等の著しく過給圧が低い運転状態で加速を行ったときディーゼルノック音が十分下がらないのであるが、第１、第２の発明によれば、アイドルからの発進直後等の著しく低い運転状態で加速を行ってもディーゼルノック音を低減でき、かつスモークを悪化させることもない。
【００４７】
燃焼に直接起因するのは、圧力（過給圧）よりも新気量である。過給圧の計測に比べて新気量の計測のほうが応答遅れがやや大きく（たいてい計測部位がエアクリーナ部等上流となるため）、コストも高くなるものの、第３の発明によれば燃焼に直接起因する因子を計測するので、高い制御精度が得られるというメリットがある。
【００４８】
ＥＧＲ量またはＥＧＲ率は作動ガス中の酸素量と酸素濃度を制御するので、噴射時期とともに着火遅れに強い影響がある。したがって、ＥＧＲ量またはＥＧＲ率でパイロット噴射と主噴射を制御する第４の発明によれば、暗に着火遅れ時期がどれぐらい変化するかをチェックしながら制御することになるので、燃焼騒音対策としてはより効果が高くなる。
【００４９】
空気過剰率＝新気量／（燃料噴射量×１４．７）という定義式から明確なように、空気過剰率を用いると、新気量だけでなく燃料噴射量の影響もチェックしながら制御することになる。遅い新気量に対して燃料噴射量の動きは速いので、この比をモニタして制御する第５の発明によれば、他の３つの場合（過給圧、吸入新気量、ＥＧＲ量またはＥＧＲ率を用いる場合）に比べて特に過渡運転時の制御精度が向上する。
【００５０】
第６、第７、第８、第９の発明では、定常運転において排気、燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼が行われて大幅な性能改善が図られる。
【００５１】
【発明の実施の形態】
図１に、熱発生率のパターンが単段燃焼となる、いわゆる低温予混合燃焼を行わせるための構成を示す。なお、この構成そのものは特開平８−８６２５１号公報などにより公知である。
【００５２】
ＮＯｘの生成は燃焼温度に大きく依存し、その低減には燃焼温度の低温化が有効である。低温予混合燃焼では、ＥＧＲ（排気環流）による酸素濃度の低減で、低温燃焼を実現するため、ＥＧＲ装置を備える。これを図３で説明すると、５１はディーゼルエンジンの本体、５２は吸気通路、５３は排気通路、５４はＥＧＲ通路である。
【００５３】
吸気通路５２は吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５が設置され、その下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられる。この吸気絞り弁５６の下流側に前記したＥＧＲ通路５４が接続され、またＥＧＲ通路５４の途中にはＥＧＲ弁５７が介装される。
【００５４】
したがって、排気通路５３から吸気通路５２に流れるＥＧＲ量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入圧力（大気圧よりも低い）と、排気通路５３との排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００５５】
前記吸気絞り弁５６はアクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの圧力（大気圧よりも低い圧力）を導く第１圧力通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じくバキュームポンプからの圧力を導く第２圧力通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された圧力により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入圧力をコントロールするようになっている。
【００５６】
たとえば、第１の電磁弁６１がバキュームポンプからの圧力導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３がバキュームポンプからの圧力を導入しているときは、アクチュエータ５６ａの圧力は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１もバキュームポンプからの圧力を導入しているときは圧力が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００５７】
前記ＥＧＲ弁５７はステップモータ５７ａの回転によってリフト量が変化し、その開度が調整され、この開度に応じてＥＧＲ通路５４を通って吸気中に流入するＥＧＲ量が増減する。なお、５７ｂはＥＧＲ弁５７の開度を検出する手段である。
【００５８】
コントロールユニット４１では、前記した第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、これによって運転条件に応じた所定のＥＧＲ率を得るようにしている。たとえば、低回転速度低負荷域でＥＧＲ率を最大の１００パーセントとし、回転速度、負荷が高くなるに従い、ＥＧＲ率を減少させる。高負荷側では排気温度が上昇するため、多量のＥＧＲガスを還流すると、吸気温度の上昇によってＮＯｘ低減の効果が減少したり、噴射燃料の着火遅れ期間が短くなって予混合燃焼が実現できなくなる等のため、ＥＧＲ率を段階的に減少させている。
【００５９】
図１に戻り、燃焼促進のため吸気ポート近傍の吸気通路に、所定の切欠を有するスワールコントロールバルブ４を備える。コントロールユニット４１により、このスワールコントロールバルブ４が低回転速度低負荷域で閉じられると、燃焼室に吸入される吸気の流速が高まり燃焼室にスワールが生成される。
【００６０】
燃焼室（詳細は図示しない）は大径トロイダル燃焼室である。これは、ピストンキャビティを、入口を絞らずピストンの冠面から底部まで円筒状に形成したもので、その底部中央には、圧縮行程後期にピストンキャビティの外部から旋回しながら流れ込むスワールに抵抗を与えないように、さらに空気と燃料の混合を良好にするため、円錐部が形成されている。この入口を絞らない円筒状のピストンキャビティにより、前述のスワールコントロールバルブ４等によって生成されたスワールは、燃焼過程でピストンが下降していくのに伴い、ピストンキャビティ内からキャビティ外に拡散され、キャビティ外でもスワールが持続される。
【００６１】
エンジンにはコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。コモンレール式の燃料噴射装置１０の構成も公知（詳細は特開昭９−１１２２５１号公報参照）であり、図２により概説する。
【００６２】
この燃料噴射装置１０は、主に燃料タンク１１、燃料供給通路１２、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒毎に設けられるノズル１７からなり、サプライポンプ１４により加圧された燃料は燃料供給通路１５を介して蓄圧室１６にいったん蓄えられたあと、コモンレール１６の高圧燃料が気筒数分のノズル１７に分配される。
【００６３】
ノズル１７は、針弁１８、ノズル室１９、ノズル室１９への燃料供給通路２０、リテーナ２１、油圧ピストン２２、針弁１８を閉弁方向（図で下方）に付勢するリターンスプリング２３、油圧ピストン２２への燃料供給通路２４、この通路２４に介装される三方弁（電磁弁）２５などからなり、ノズル内の通路２０と２４が連通して油圧ピストン２２上部とノズル室１９にともに高圧燃料が導かれる三方弁２５のＯＦＦ時（ポートＡとＢが連通、ポートＢとＣが遮断）には、油圧ピストン２２の受圧面積が針弁１８の受圧面積より大きいことから、針弁１８が着座状態にあるが、三方弁２５がＯＮ状態（ポートＡとＢが遮断、ポートＢとＣが連通）になると、油圧ピストン２２上部の燃料が戻し通路２８を介して燃料タンク１１に戻され、油圧ピストン２２に作用する燃料圧力が低下する。これによって針弁１８が上昇してノズル先端の噴孔より燃料が噴射される。三方弁２５をふたたびＯＦＦ状態に戻せば、油圧ピストン２２に蓄圧室１６の高圧燃料が導びかれて燃料噴射が終了する。つまり、三方弁２５のＯＦＦからＯＮへの切換時期により燃料の噴射開始時期が、またＯＮ時間により燃料噴射量が調整され、蓄圧室１６の圧力が同じであれば、ＯＮ時間が長くなるほど燃料噴射量が多くなる。２６は逆止弁、２７はオリフィスである。
【００６４】
この燃料噴射装置１０にはさらに、コモンレール圧力を調整するため、サプライポンプ１４から吐出された燃料を戻す通路１３に圧力調整弁３１を備える。この調整弁３１は通路１３の流路を開閉するもので、コモンレール１６への燃料吐出量を調整することによりコモンレール圧力を調整する。コモンレール１６の燃料圧力（噴射圧）によって燃料噴射率が変化し、コモンレール１６の燃料圧力が高くなるほど燃料噴射率が高くなる。
【００６５】
アクセル開度センサ３３、エンジン回転速度とクランク角度を検出するセンサ３４、気筒判別のためのセンサ３５、水温センサ３６からの信号が入力されるコントロールユニット４１では、エンジン回転速度とアクセル開度に応じて燃料噴射量とコモンレール１６の目標圧力を演算し、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力がこの目標圧力と一致するように圧力調整弁３１を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。
【００６６】
また、演算した燃料噴射量に対応して三方弁２５のＯＮ時間を制御するほか、三方弁２５のＯＮへの切換時期を制御することで、運転条件に応じた所定の噴射開始時期を得るようにしている。たとえば、高ＥＧＲ率の低回転速度低負荷側で噴射燃料の着火遅れ期間が長くなるように燃料の噴射時期（噴射開始時期）をピストン上死点（ＴＤＣ）以降にまで遅延している。この遅延により、着火時期の燃焼室内の温度を低温状態にし、予混合燃焼比率を増大させることにより、高ＥＧＲ率域でのスモークの発生を抑える。これに対して、回転速度、負荷が高くなるにしたがい、噴射時期を進めている。これは、着火遅れの時間が一定であっても、着火遅れクランク角度（着火遅れの時間をクランク角度に換算した値）がエンジン回転速度の増加に比例して大きくなり、低ＥＧＲ率時に所定の着火時期を得るために、噴射時期を進めるのである。
【００６７】
再び図１に戻り、ＥＧＲ通路５４の開口部下流の排気通路５３に可変容量ターボ過給機２を備える。これは、吸気コンプレッサ２ｂと同軸配置される排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄを設けたもので、コントロールユニット４１により、可変ノズル２ｄは低回転速度域から所定の過給圧が得られるように、低回転速度側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度（傾動状態）に、高回転速度側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させノズル開度（全開状態）に制御する。また、所定の条件にあるときは、可変ノズル２ｄは、過給圧を下げるノズル開度に制御される。３は吸気コンプレッサ２ｂの下流かつコレクタ５２ａの上流の吸気通路５２に設けられるインタークーラ、１は触媒である。
【００６８】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御圧力を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００６９】
過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧力が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもするとお互いに制御上の外乱となっている。なお、一方を変化させた場合に、制御精度を確保するには、他方を適合し直すことであるが、他方を適合し直した後には、もう一方を再適合しなければならなくなるので、この方法では、過渡時の制御精度を確保することが困難である。
【００７０】
ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍ、排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａｅｇｒ、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔの５変数を知ることができれば、排気量ＱｅｘｈとＥＧＲ量Ｑｅｇｒを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。
【００７１】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑａｓ０と、燃料噴射量Ｑｆと、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔと、排気温度Ｔｅｘｈの４つの要素を用いて、排気圧Ｐｅｘｈをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００７２】
また、この推定した排気圧Ｐｅｘｈを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転速度と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐｅｘｈと吸気圧Ｐｍの差とこの要求ＥＧＲ量ＴｑｅとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴａｖとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００７３】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に説明する。
【００７４】
なお、以下に説明する過給圧制御とＥＧＲ制御とはすでに特願平１１−１６８４９６号により号により提案している。
【００７５】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０ｍｓ毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００７６】
ステップ１では回転速度Ｎe、燃料噴射量Ｑｆ、コンプレッサ入口圧Ｐａ、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔを読み込む。
【００７７】
ここで、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍと同じものであり、この吸気圧Ｐｍはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐａはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑｆの演算は後述する。
【００７８】
ステップ２では回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌとして演算する。
【００７９】
ステップ５では実過給圧Ｐｍ ｉｓｔがこの目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔを演算する。
【００８０】
ステップ６では回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑfより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌとして演算する。
【００８１】
ステップ９では、実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと回転速度ＮｅからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔとをステップ１０において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌに加算した値をＶＮＴｓｔｅｐ１として演算する。
【００８２】
ステップ１１ではエンジン回転速度Ｎｅと実過給圧Ｐｍ ｉｓｔから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、ＶＮＴｓｔｅｐ１がこのリミッタ内にあればＶＮＴｓｔｅｐ１の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとして演算する。
【００８３】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度ＶＮＴｓｔｅｐは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００８４】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００８５】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００８６】
さらに説明すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲｅｆ信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲｅｆ信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【００８７】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒｅｆ信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒｅｆ信号前に演算した値）であることを意味している。
【００８８】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００８９】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【００９０】
ステップ２ではこれらＱａｃ、Ｑｆ、Ｔｎを用いてＱｅｘｈ＝Ｑａｃ・Ｚ-(CYLN#-1)、Ｑｆ０＝Ｑｆ・Ｚ-(CYLN#-2)、Ｔｎ０＝Ｔｎ・Ｚ-(CYLN#-1)の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００９１】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑａｃを演算するフローである。
【００９２】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【００９３】
ステップ４ではエンジン回転速度Ｎｅを読み込み、ステップ５においてこの回転速度Ｎｅと前記した吸気量の加重平均値Ｑａｓ０とから、１シリンダ当たりの吸入空気量Ｑａｃ０を、
【００９４】
【数１】
Ｑａｃ０＝（Ｑａｓ０／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【００９５】
エアフローメータ５５はコンプレッサ上流の吸気通路に設けており、エアフローメータ５５からコレクタ５２ａまでの輸送遅れ分のディレイ処理を行うため、ステップ６ではｎ（ただしｎは整数の定数）回前のＱａｃ０の値をコレクタ５２ａ入口位置における１シリンダ当たりの吸入新気量Ｑａｃｎとして求めている。そして、ステップ７ではこのＱａｃｎに対して
【００９６】
【数２】
Ｋｉｎn-1：Ｋｉｎの前回値、
の式（一次遅れの式）により吸気弁位置における１シリンダ当たりの吸入新気量（この吸入新気量を、以下「シリンダ吸入新気量」という。）Ｑａｃを演算する。これはコレクタ５２ａ入口から吸気弁までの新気のダイナミクスを補償するためのものである。
【００９７】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを演算するフローである。
【００９８】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑａｃの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑｅの前回値であるＱｅn-1を読み込み、ステップ２でエンジン回転速度Ｎｅを読み込む。
【００９９】
ステップ４ではＱｅn-1とＮｅと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口位置における１シリンダ当たりの吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃｎを
【０１００】
【数３】
Ｑｅｃｎ＝（Ｑｅn-1／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ５２ａ入口位置における値Ｑｅｃｎと容積比Ｋｖｏｌ、体積効率相当値の前回値Ｋｉｎn-1を用いて、
【０１０１】
【数４】
Ｋｉｎn-1：Ｋｉｎの前回値、
の式により遅れ処理を行って吸気弁位置における１シリンダ当たりの吸入ＥＧＲ量であるシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを計算する。これはコレクタ５２ａ入口から吸気弁までのＥＧＲガスのダイナミクスを補償するためのものである。
【０１０２】
図１４は体積効率相当値Ｋｉｎを演算するフローである。
【０１０３】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ、吸気圧Ｐｍ、吸入ガス温度の前回値であるＴｎn-1を読み込み、このうちＰｍとＴｎn-1からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ＲＯＵｑｃｙｌを求め、このガス密度ＲＯＵｑｃｙｌとシリンダガス重量Ｑｃｙｌ（＝Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）を用いてステップ３において
【０１０４】
【数５】
Ｋｉｎ＝Ｑｃｙｌ／(Ｖｃ／ＲＯＵｑｃｙｌ)、
ただし、Ｖｃ：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋｉｎを演算する。
【０１０５】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【０１０６】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐｍ ｖを読み込み、この出力電圧Ｐｍ ｖよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐｍ ０に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐｍ１を吸気圧Ｐｍとして演算する。
【０１０７】
図１８は吸入新気温度Ｔａを演算するフローである。
【０１０８】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔａ ｖを読み込み、この出力電圧Ｔａ ｖよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔａ０に変換する。
【０１０９】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【０１１０】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰｍn-1に基づいて圧力補正係数Ｋｔｍｐｉを、Ｋｔｍｐｉ＝Ｐｍn-1 ／ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【０１１１】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋｔｍｐｉに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔａを、
【０１１２】
【数６】
Ｔａ＝Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃、
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【０１１３】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑａｓ０）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋｖｓｐ、吸気温度の吸気量補正値Ｋｑａを求め、上記の数７式に代えて、
【０１１４】
【数７】
Ｔａ＝Ｋｖｓｐ×Ｋｑａ×Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔａを求めればよい。
【０１１５】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔａ０の値をそのまま吸入新気温度Ｔａとした後、処理を終了する。
【０１１６】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔｎを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃと吸入新気温度Ｔａとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと排気温度の前回値であるＴｅｘｈn-1を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔｅｘｈn-1にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋｔｌｏｓを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔｅを算出し、ステップ３では
【０１１７】
【数８】
Ｔｎ＝（Ｑａｃ×Ｔａ＋Ｑｅｃ×Ｔｅ）／（Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔｎとする。
【０１１８】
図２２は燃料噴射量Ｑｆを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮｅとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍｑｄｒｖを求める。
【０１１９】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑｆ１に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑｆ１ＭＡＸによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑｆとして演算する。
【０１２０】
図２５は排気温度Ｔｅｘｈを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰｅｘｈn-1を読み込む。
【０１２１】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを求める。
【０１２２】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０から排気温度の吸気温度補正係数Ｋｔｅｘｈ１を、Ｋｔｅｘｈ１＝（Ｔｎ０／ＴＡ＃）KN#（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋｔｅｘｈ２を、排気圧の前回値Ｐｅｘｈn-1からＫｔｅｘｈ２＝（Ｐｅｘｈn-1／ＰＡ＃）(#Ke-1)/#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋｅは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１２３】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転速度Ｎｅから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋｔｅｘｈ３を、ステップ８では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと排気量Ｑｅｘｈとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋｔｅｘｈ４をそれぞれ求める。
【０１２４】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔｅｘｈｂに４つの各補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２、Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を乗じて排気温度Ｔｅｘｈを計算する。
【０１２５】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１２６】
【数９】
【０１２７】
このうち総排気重量Ｑｔｏｔａｌと排気温度Ｔｅｘｈからステップ２で
【０１２８】
【数１０】
Ｗｅｘｈ＝Ｑｔｏｔａｌ×Ｔｅｘｈ／Ｔｓｔｄ ［ｍ2／ｓ］
ただし、Ｔｓｔｄ：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗｅｘｈを算出する。
【０１２９】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗｅｘｈの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξｆｒｉｃを演算する。ステップ４では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと総ガス重量Ｑｔｏｔａｌから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξｃｏｎｖを演算する。そして、これら２つの損失ξｆｒｉｃ、ξｃｏｎｖをステップ５において指令開度ＶＮＴｓｔｅｐに乗算して、つまり
【０１３０】
【数１１】
Ａｖｎｔ＝ＶＮＴｓｔｅｐ×ξｆｒｉｃ×ξｃｏｎｖ
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔを演算する。
【０１３１】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈの演算のフローである。
【０１３２】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑａｓ０、燃料噴射量Ｑｆ、有効面積相当値Ａｖｎｔ、排気温度Ｔｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１３３】
【数１２】
Ｐｅｘｈ０＝Ｋｐｅｘｈ×｛(Ｑａｓ０＋Ｑｆ )／Ａｖｎｔ｝2
×Ｔｅｘｈ＋Ｐａ、
ただし、Ｋｐｅｘｈ：定数、
の式により排気圧Ｐｅｘｈ０を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐｅｘｈとして求める。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果を図３５に示す。同図より、予測値でも十分な精度があることがわかる。
【０１３４】
次に、図３６はＥＧＲ（流）量Ｑｅを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１３５】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅを求める。
【０１３６】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑｅを、これら吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅとから、
【０１３７】
【数１３】
Ｑｅ＝Ａｖｅ×｛(Ｐｅｘｈ−Ｐｍ)×ＫＲ＃｝1/2、
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）
の式により計算する。
【０１３８】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込み、このうちＮｅとＱｆとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔｎから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを計算する。
【０１３９】
図４１は要求ＥＧＲ（流）量Ｔｑｅの演算フローである。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒ、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑａｃに目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを計算する。
【０１４０】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃに対して、Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌを加重平均係数として
【０１４１】
【数１４】
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒｑｅｃを演算し、この中間処理値Ｒｑｅｃと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを用いてステップ４で
【０１４２】
【数１５】
Ｔｑｅｃ＝Ｍｑｅｃ×ＧＫＱＥＣ＋Ｒｑｅｃn-1×（１−ＧＫＱＥＣ）、
ただし、Ｒｑｅｃn-1：Ｒｑｅｃの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１４３】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃから、
【０１４４】
【数１６】
Ｔｑｅ＝（Ｔｑｅｃ／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃、
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを計算する。
【０１４５】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを、
【０１４６】
【数１７】
Ｔａｖ＝Ｔｑｅ／｛（Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）×ＫＲ＃｝1/2、
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１４７】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍｌｉｆｔを求め、この目標リフト量Ｍｌｉｆｔに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔとして求める。
【０１４８】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１４９】
これでＥＧＲ制御の説明を終了する。
【０１５０】
以上で先願装置（特願平１１−１６８４９６号）の説明を終了する。
【０１５１】
さて、低温予混合燃焼方式によれば、図４４に示すように、パイロット噴射を行う場合とほぼ同等以上の燃焼騒音レベルを得ることができるが、過渡運転時、特に加速運転時には図４５に示すような現象を改善することが難しく（負荷の高い運転条件で低温予混合燃焼を過渡的に維持することは難しいため）、燃焼騒音が大きくなるので、過渡運転時の排気と燃焼騒音低減のため次のようにパイロット噴射と主噴射とを制御する。すなわち、図４７に示したように過渡運転に移行したタイミングより定常運転に戻るまでの加速運転区間を大きくＢ領域とＣ領域に分け、このうちＢ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８中央に示した燃焼パターンＢが得られるように、Ｃ領域ではクランク角に対する筒内圧の変化が図４８右側に示した燃焼パターンＣが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御する。上記のＢ領域とＣ領域のいずれにあるかは、酸素濃度や酸素濃度の計測値と定常運転時の目標値との偏差に基づいて判断する。
【０１５２】
なお、加速前の定常運転（図４７のＡ領域）では排気・燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼を行わせることにより大幅な性能改善を図る。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の左側に示したようになる。また、過渡運転後に目標となる酸素濃度と酸素量を満たし定常的に低温予混合燃焼が可能となったときには（図４７のＤ領域）、速やかに低温予混合燃焼に移行させる。
【０１５３】
一方、減速運転時には過給圧が暫時低下していくが、過給圧が残っている場合とそうでない場合とで最適値が異なるため、減速運転時にも加速運転時と同様の制御を行う。すなわち、フュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなるので、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃焼パターンＣが得られるように、また過給圧が低くなってからは図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイロット噴射と主噴射を制御する。
【０１５４】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【０１５５】
図４９は目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌの演算フローである。
【０１５６】
ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ（図１８により演算）、実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌ（センサ３２により検出）を読み込み、このうちエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ２において図５０を内容とするマップを検索することにより目標コモンレール圧力の基本値ＴＰｒａｉｌＢを、また冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａからステップ３、４、５で図５１、図５２、図５３を内容とするテーブルを検索することにより、目標コモンレール圧力の水温補正係数ＫＰＴｗ、吸気温度補正係数ＫＰＴａ、大気圧補正係数ＫＰＰａを求め、ステップ６において
【０１５７】
【数１８】
Ｋ Ｐｒａｉｌ＝ＫＰＴｗ×ＫＰＰａ×ＫＰＴａ
の式によりコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを計算する。ステップ７ではこの補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを用いて
【０１５８】
【数１９】
Ｔｐｒａｉｌ１＝Ｋ Ｐｒａｉｌ×ＴｐｒａｉｌＢ
の式により上記の目標コモンレール圧力基本値を補正して目標コモンレール圧力Ｔｐｒａｉｌ１を求める。
【０１５９】
ここで、図５１に示したように低水温時に補正係数ＫＰＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃料噴霧の状態が悪くなるので、これを防止するためである。図５２のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＰＴａを１．０より大きな値としているのは、吸入新気温度Ｔａが低い場合に燃料噴霧が気化しにくくなるので、噴霧粒径を小さくするためである。図５３のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＰＰａを１．０より大きな値としているのは、大気圧Ｐａが低いと実圧縮比が低くなり着火しにくくなるので、噴霧粒径を小さくして着火しやすくするためである。
【０１６０】
図４９のステップ８では実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌがこの目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１と一致するようにＰＩ制御によりＰＩ補正量を演算し、ステップ９においてこのＰＩ補正量を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１に加算し、加算後の目標コモンレール圧力を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ２とおく。
【０１６１】
ステップ１０ではエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図５４、図５５のマップを検索して最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸ、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを求め、ＴＰｒａｉｌ２がこの最大値と最小値の間にあればＴＰｒａｉｌ２の値を、またＴＰｒａｉｌ２が最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを超える場合は最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを、ＴＰｒａｉｌ２が最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを下回る場合は、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを目標コモンレール圧ＴＰｒａｉｌとして演算する。
【０１６２】
図５６はパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱの設定フローである。
【０１６３】
ステップ１で実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌを読み込み、これらからステップ２において
【０１６４】
【数２０】
ｄＰｍ＝｜Ｐｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ｜
の式により両者（実過給圧Ｐｍ ｉｓｔと目標過給圧Ｐｍ ｓｏｌ）の差の絶対値を偏差ｄＰｍとして演算する。差の絶対値を偏差ｄＰｍとして演算するのは加速運転時だけでなく減速運転時にも対応させるためである。
【０１６５】
ステップ３、４で偏差ｄＰｍと所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ１（Ｃｄｐｍ２＞Ｃｄｐｍ１＞０）を比較する。所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ１は図４７に示した各領域（ただし図４７は加速時）のいずれにあるかを定めるための判定値である。図４７の加速時でみると、過給圧の応答遅れによりＢ領域では両者の差が大きくてＰｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ＞Ｃｄｐｍ２となり、Ｃ領域になると両者の差が小さくなってＣｄｐｍ２≧Ｐｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔ＞Ｃｄｐｍ１となり、さらにＤ領域になると差がわずかとなりＣｄｐｍ１≧Ｐｍ ｓｏｌ−Ｐｍ ｉｓｔとなる。なお、減速運転時においては、過給圧の応答遅れにより減速初期の区間（Ｂ領域に相当）で両者の差が大きくてＰｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌ＞Ｃｄｐｍ２となり、減速後期の区間（Ｃ領域に相当）になると両者の差が比較的小さくなってＣｄｐｍ２≧Ｐｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌ＞Ｃｄｐｍ１となり、その後（Ｄ領域に相当）は両者の差がわずかとなりＣｄｐｍ１≧Ｐｍ ｉｓｔ−Ｐｍ ｓｏｌとなる。
【０１６６】
したがって、ｄＰｍ＞Ｃｄｐｍ２であるときにはＢ領域にあると判断し、ステップ３よりステップ５に進んで、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝２とする。Ｃｄｐｍ２≧ｄＰｍ＞Ｃｄｐｍ１であるときにはＣ領域にあると判断し、ステップ３、４よりステップ６に進みパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝１とする。Ｃｄｐｍ１≧ｄＰｍのときにはＤ領域（またはＡ領域）にあると判断し、ステップ３、４よりステップ７に進みパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０とする。これより、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝２とＦ ＰＱ＝１がパイロット噴射を許可する場合（過渡運転時）であることを、またパイロット噴射許可Ｆ ＰＱ＝０がパイロット噴射を許可しない場合（定常運転時）であることを表す。
【０１６７】
上記所定値Ｃｄｐｍ２、Ｃｄｐｍ２の設定に際しては、回転速度と負荷を同じにした状態で過給圧を変化させたときの排気・燃費と燃焼騒音の計測結果を考慮して決定する。同じエンジン機種であれば全て同じ値を用いる。エンジン機種が異なれば最適値が異なるので、エンジン機種毎に実験して決めなおす必要がある。
【０１６８】
図５６は過給圧に基づいてパイロット噴射を許可するかどうかを判定するものであったが、このパイロット噴射許可判定は過給圧に基づくものに限られない。詳述しないがたとえば図５７（第２実施形態）、図６０（第３実施形態）、図６２（第４実施形態）に示したようにシリンダ吸入新気量（Ｑａｃ、Ｔｑａｃ）、シリンダ吸入ＥＧＲ量（Ｍｑｅｃ、Ｔｑｅｃ）、空気過剰率（Ｌａｍｂｄａ、Ｔｌａｍｂ）に基づいてパイロット噴射を許可するかどうかを判定してもかまわない。なお、図５７に用いられる目標シリンダ吸入新気量Ｔｑａｃは図５８、図５９に示したようにエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆに基づいて演算する。図６０に用いられる目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃは図６１に示し
たように
【０１６９】
【数２１】
Ｔｑｅｃ＝Ｔｑａｃ×Ｍｅｇｒ
の式により計算する。なお、図６０に用いられるＭｑｅｃも名称だけみれば目標シリンダ吸入ＥＧＲ量であるが、その実質は実シリンダ吸入ＥＧＲ量を表している（図４１のステップ２参照）。
【０１７０】
図６２に用いられる実空気過剰率Ｌａｍｂｄａ、目標空気過剰率Ｔｌａｍｂの演算については図６３のフローにより説明する。ステップ１で燃料噴射量Ｑｆと回転速度Ｎｅより図６４を内容とするマップを検索することにより目標空気過剰率Ｔｌａｍｂを、またステップ２でシリンダ吸入新気量Ｑａｃと燃料噴射量Ｑｆから
【０１７１】
【数２２】
Ｌａｍｂｄａ＝Ｑａｃ／（Ｑｆ×＃Ｂｌａｍｂ）、
ただし、＃Ｂｌａｍｂ：理論空燃比、
の式により実空気過剰率Ｌａｍｂｄａを演算する。
【０１７２】
ここで、過給圧に代えて、シリンダ吸入新気量、シリンダ吸入ＥＧＲ量、空気過剰率を用いてパイロット噴射を許可するかどうかを判定する場合に、ｉ)過給圧を用いる場合との相違点や注意点、ii)過給圧を用いる場合との効果上の違いを述べる。
【０１７３】
〈１〉シリンダ吸入新気量を用いる場合：圧力と流量の計測は第一近似で考えれば同じものを計測しているのに等しいのであるが、燃焼に直接起因するのは、圧力（過給圧）よりも新気量である。過給圧の計測に比べて新気量の計測のほうが応答遅れがやや大きく（たいていセンサがエアクリーナ部等上流に配置されるため）、コストも高くなるが、燃焼に直接起因する因子を計測しているほうが、高い制御精度が得られるというメリットがある。
【０１７４】
〈２〉シリンダ吸入ＥＧＲ量を用いる場合：ＥＧＲ量は作動ガス中の酸素量と酸素濃度を制御するので、噴射時期とともに着火遅れに強い影響がある。したがって、ＥＧＲ量で制御する場合、暗に着火遅れ時期がどれぐらい変化するかをチェックしながら制御することになるので、燃焼騒音対策としてはより効果が高くなる。
【０１７５】
〈３〉空気過剰率を用いる場合：空気過剰率＝新気量／（燃料噴射量×１４．７）という定義式から明確なように、空気過剰率を用いると、新気量だけでなく燃料噴射量の影響もチェックしながら制御することになる。遅い新気量に対して燃料噴射量の動きは速いので、この比をモニタして制御する結果、他の３つの場合（過給圧、シリンダ吸入新気量、シリンダ吸入ＥＧＲ量を用いる場合）に比べて特に過渡運転時の制御精度が向上する。
【０１７６】
図６５は目標主噴射時期ＴＭＩＴの演算フローである。
【０１７７】
ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読み込む。ステップ２ではパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱにしたがって図６６〜図６８に示すマップのいずれかを選択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその選択したマップを検索することにより目標主噴射時期の基本値ＴＭＩＴＢを演算する。
【０１７８】
図４８をみると、左側に示す燃焼パターンＡでは主噴射（開始）時期が圧縮上死点後になっているのに対して、中央と右側に示す燃焼パターンＢ、Ｃでは主噴射（開始）時期が圧縮上死点前にきている。図６６、図６７、図６８は、これら図４８の左側、中央、右側に示す各主噴射時期を与えるものである。燃焼パターンＡを与える主噴射時期に対して、燃焼パターンＢ、Ｃを与える主噴射時期が異なることを明確にするため図６６、図６７、図６８のマップ中に圧縮上死点の位置と大体の値を書き入れることができればよいのであるが、実際には一概に特性が定まるものでないため、書き入れることはできていない。発明者の経験によれば、具体的数値の傾向は概ね３つとも同じになると思われる。なお、図６６に示す目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢの特性は、従来と同様でありクランク角で圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料噴射が開始されるように設定されている（圧縮上死点より遅角側のデータが入っている）。
【０１７９】
図６５のステップ３〜５では冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａから図６９、図７０、図７１を内容とするテーブルを検索することにより、目標主噴射時期の水温補正係数ＫＭＩＴＴｗ、吸気温度補正係数ＫＭＩＴＴａ、大気圧補正係数ＫＭＩＴＰａを求め、ステップ６において
【０１８０】
【数２２】
ＫＭ ＩＴ＝ＫＭＩＴＴｗ×ＫＭＩＴＴａ×ＫＭＩＴＰａ
の式により主噴射時期補正量ＫＭ ＩＴを計算する。
【０１８１】
ステップ７ではこの主噴射時期補正量ＫＭ ＩＴを用いて
【０１８２】
【数２３】
ＴＭＩＴ１＝ＫＭ ＩＴ×ＴＭＩＴＢ
の式により目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢを補正し、補正後の値を目標主噴射時期ＴＭＩＴ１とする。
【０１８３】
目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢは、所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）である。したがって、補正係数ＫＭＩＴＴｗ、ＫＭＩＴＴａ、ＫＭＩＴＰａが１．０より大きな値のとき主噴射時期が進角される。図６９に示したように低水温時に補正係数ＫＭＩＴＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃焼が遅れがちになるので、燃焼の中心を進角側にもってくるためである。図７０のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＭＩＴＴａを１．０より大きな値とし、図７１のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＭＩＴＰａを１．０より大きな値としているのも、同様の理由からである。
【０１８４】
なお、３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに対して目標主噴射時期基本値（図６６〜図６８）を別々に与えたのに対して、図６９〜図７１に示す補正係数の特性は３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに応じて与えることはしていない。３つの燃焼パターンＡ、Ｂ、Ｃに応じて補正係数のテーブルを与えることも考えられるのであるが、ロジックが複雑になるのと適合しきれないこともあるので、今のところ１つにまとめている。
【０１８５】
図６５のステップ８ではエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図７２、図７３のマップを検索して最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸ、最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを求め、目標主噴射時期ＴＭＩＴ１が最大値と最小値の間にあればＴＭＩＴ１の値を、また目標主噴射時期ＴＭＩＴ１が最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸを超える場合は最大主噴射時期ＭＩＴＭＡＸを、目標主噴射時期ＴＭＩＴ１が最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを下回る場合は最小主噴射時期ＭＩＴＭＩＮを目標主噴射時期ＴＭＩＴとして演算する。これはリミッタ処理である。
【０１８６】
図７４は目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴの演算フローである。演算方法そのものは目標主噴射時期と同様である。ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読み込む。ステップ２ではパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱの値にしたがって図７５、図７６に示すマップのいずれかを選択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその選択したマップを検索することにより目標パイロット噴射時期の基本値ＴＰＩＴＢを演算する。なお、図示しないが、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０であるときにはパイロット噴射を行う必要がないので、目標パイロット噴射時期を演算しない。
【０１８７】
図７４のステップ３〜５では冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａから図７７、図７８、図７９を内容とするテーブルを検索することにより、目標パイロット噴射時期の水温補正係数ＫＰＩＴＴｗ、吸気温度補正係数ＫＰＩＴＴａ、大気圧補正係数ＫＰＩＴＰａを求め、ステップ６において
【０１８８】
【数２４】
ＫＰ ＩＴ＝ＫＰＩＴＴｗ×ＫＰＩＴＴａ×ＫＰＩＴＰａ
の式によりパイロット噴射時期補正量ＫＰ ＩＴを計算する。
【０１８９】
ステップ７ではこのパイロット噴射時期補正量ＫＰ ＩＴを用いて
【０１９０】
【数２５】
ＴＰＩＴ１＝ＫＰ ＩＴ×ＴＰＩＴＢ
の式により目標パイロット噴射時期基本値ＴＰＩＴＢを補正し、補正後の値を目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１とする。
【０１９１】
目標パイロット噴射時期基本値ＴＰＩＴＢも、前述の目標主噴射時期基本値ＴＭＩＴＢと同様、所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）である。また、補正係数ＫＰＩＴＴｗ、ＫＰＩＴＴａ、ＫＰＩＴＰａが１．０より大きな値のときパイロット噴射時期が進角される。パイロット噴射について図７７、図７８、図７９の各特性とした理由は、主噴射について図６９、図７０、図７１の各特性としたのと同様である。
【０１９２】
図７４のステップ８ではエンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図８０、図８１のマップを検索して最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸ、最小パイロット噴射時期ＩＴＰＭＩＮを求め、目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１が最大値と最小値の間にあればＴＰＩＴ１の値を、また目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１が最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸを超える場合は最大パイロット噴射時期ＩＴＰＭＡＸを、目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴ１が最小パイロット噴射時期ＩＴＰＭＩＮを下回る場合は最小パイロット噴射時期ＩＴＰＭＩＮを目標パイロット噴射時期ＴＰＩＴとして演算する（リミッタ処理）。
【０１９３】
図８２は目標パイロット噴射量ＴＰＱの演算のフローである。
【０１９４】
ステップ１でエンジン回転速度Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱを読込み、このうちパイロット噴射許可フラグＦ ＰＱの値にしたがって図８３、図８４に示すマップのいずれかを選択し、エンジン回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからその選択したマップを検索することにより目標パイロット噴射量基本値ＴＰＱＢを演算し、これをそのままステップ３で目標パイロット噴射量ＴＰＱとする。なお、パイロット噴射許可フラグＦ ＰＱ＝０のときにはパイロット噴射を行う必要がないので、目標パイロット噴射量ＴＰＱは演算しない。
【０１９５】
図４８をみると、中央に示す燃焼パターンＢと右側に示す燃焼パターンＣとでパイロット噴射量と基本インターバル（パイロット噴射開始時期と主噴射開始時期との間隔）とが違っている。上記の図７５、図７６は、これら図４８の中央、右側に示す各基本インターバルを定めるパイロット噴射開始時期を、また図８３、図８４は、これら図４８の中央、右側に示す各パイロット噴射量を与えるものである。エンジン回転速度が４０００ｒｐｍまでの実験結果によれば、燃焼パターンＢを与えるパイロット噴射量は０．２〜１．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌ、同じく燃焼パターンＢを与える基本インターバルは７〜１８゜ＣＡ、同様に燃焼パターンＣを与えるパイロット噴射量は１．５〜３．０ｍｇ／ｓｔ．ｃｙｌ、同じく燃焼パターンＣを与える基本インターバルは３０゜ＣＡでよいことを確認している。
【０１９６】
実験した回転速度の上限は４０００ｒｐｍであるが、この値に限定されるものでない。パイロット噴射による燃焼騒音低減の効果がいずれの回転速度まで得られるかはエンジンの諸元や考え方でずいぶん違ってくるので、エンジン機種が変わればパイロット噴射を適用する回転速度範囲も変わり得る。ただし、排気量の全く異なる３機種のエンジンについての実験結果からいうと、いずれのエンジンについても上記の数値を満足するため、上記数値の範囲が一般解になりうると考えている。
【０１９７】
実験結果によれば、パイロット噴射量については図８４のほうが図８３より小さい値が入る。パイロット噴射時期については、回転速度が高くなると基本インターバルはやや短くなり、負荷が増えても同様な傾向となるため、燃焼パターンＢ、Ｃを与えるパイロット噴射時期の傾向としては図７５、図７６に示した矢印方向に数値が小さくなる。
【０１９８】
目標パイロット噴射時期基本値については図４８に示す２つの燃焼パターンＢ、Ｃに対して別々の値を与えたのに対して、上記図７７〜図７９に示す補正係数の特性については、上記図６９〜図７１と同様、燃焼パターン毎に与えることをしていない。燃焼パターン毎に補正係数のテーブルを与えることも考えられるが、ロジックが複雑になるのと適合しきれないこともあるので、ここでも今のところ１つにまとめている。
【０１９９】
ここで、本実施形態の作用を図４７、図４８参照しながら説明する。
【０２００】
本実施形態では、定常運転である図４７のＡ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ１以下となる運転条件）において排気、燃焼騒音ともに優れる低温予混合燃焼が行われて大幅な性能改善が図られる。
【０２０１】
次に、過渡的に大幅に酸素濃度や酸素量が不足する図４７のＢ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ２を超える運転条件）になると、少ないパイロット噴射が比較的進角側で噴射されるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして上死点以前で主噴射が完了される。このときのクランク角に対する筒内圧の変化は図４８の中央に示したようにガソリンエンジンのような１こぶの燃焼となり、燃焼騒音を抑制することが可能となる。
【０２０２】
運転条件が吸入空気中の酸素濃度は改善されるが酸素量が不足する図４７のＣ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ２以下となる運転条件）に移ると、パイロット噴射量が比較的多くされるとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料の燃焼が完全に終了してから主噴射が行われることで、スモークの悪化が抑制されるとともに燃焼ガスによる内部ＥＧＲ効果で燃焼が緩慢となり燃焼騒音が抑制される。
【０２０３】
過渡運転終了後のＤ領域（実過給圧の目標過給圧からの偏差ｄＰｍが所定値Ｃｄｐｍ１以下となる運転条件）では目標となる酸素濃度と酸素量を満たすので、速やかに低温予混合燃焼が行われる。
【０２０４】
加速運転時に上記の制御を実施することによる効果を図８５、図８６に示す。従来の制御方法と比較し、大幅に加速運転時の燃焼騒音悪化を抑制しつつ（図８５）、同時に排気・燃費も改善することが可能になっている（図８６）。
【０２０５】
一方、減速運転時のフュエルリカバリー時に過給圧が高く（応答遅れのため）かつ燃料噴射量が少ない場合には、酸素量が過剰であるため着火遅れ期間が短くなりまた過給圧が低くなってからは酸素量が不足するため着火遅れが長くなるのであるが、本実施形態によれば、フュエルリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、図４８の燃焼パターンＣが得られるように、また過給圧が低くなってからは図４８の燃焼パターンＢが得られるようにパイロット噴射と主噴射が制御され、これによって本発明の制御を行わない場合より燃焼騒音を抑制できることを実験により確認している。
【０２０６】
第３実施形態ではシリンダ吸入ＥＧＲ量に基づいてパイロット噴射を許可するかどうかを判定する場合で説明したが、ＥＧＲ率を用いてもかまわない。
【０２０７】
実施形態では、低温予混合燃焼を行うものを前提として、パイロット噴射を適用する場合で説明したが、本発明はこれに限定されるものでなく、拡散燃焼を主体とする燃焼を前提とする場合にも適用できる。
【０２０８】
実施形態ではコモンレール式の燃料噴射装置を備える場合で説明したが、本発明の適用においては噴射ポンプの形式を問わない。
【０２０９】
本発明では可変容量ターボチャージャを備える場合で説明したが、一定容量ターボチャージャを備える場合でもかまわない。
【０２１０】
ＥＧＲ制御値（ＥＧＲ率やＥＧＲ量）と過給圧を同時に制御する他の方法がすでに提案されており（特願平１１−１６８４５０号、特願２０００−３０９５５７号等）、それらに対して本発明を適用してもよい。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】低温予混合燃焼方式による排気と燃焼騒音の特性図。
【図４５】低温予混合燃焼方式による加速運転時の作用を説明するための波形図。
【図４６】定常運転時と過渡運転時とで低温予混合燃焼が可能な領域が異なることを示す特性図。
【図４７】本実施形態の加速運転時の作用を説明するための波形図。
【図４８】図４７のＡ、Ｂ、Ｃの各運転域おける燃焼パターンおよびその各燃焼パターンを実現するためのパイロット噴射と主噴射の波形を示す図。
【図４９】目標コモンレール圧力の演算を説明するためのフローチャート。
【図５０】目標コモンレール圧力基本値の特性図。
【図５１】水温補正係数の特性図。
【図５２】吸気温度補正係数の特性図。
【図５３】大気圧補正係数の特性図。
【図５４】最大コモンレール圧力の特性図。
【図５５】最小コモンレール圧力の特性図。
【図５６】パイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図５７】第２実施形態のパイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図５８】目標新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５９】目標新気量の特性図。
【図６０】第３実施形態のパイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図６１】目標ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図６２】第４実施形態のパイロット噴射許可フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図６３】空気過剰率の演算を説明するためのフローチャート。
【図６４】目標空気過剰率の特性図。
【図６５】目標主噴射時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図６６】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝０）。
【図６７】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝１）。
【図６８】目標主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝２）。
【図６９】水温補正係数の特性図。
【図７０】吸気温度補正係数の特性図。
【図７１】大気圧補正係数の特性図。
【図７２】最大主噴射時期の特性図。
【図７３】最小主噴射時期の特性図。
【図７４】目標パイロット噴射時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図７５】目標パイロット噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝２）。
【図７６】目標パイロット主噴射時期基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝１）。
【図７７】水温補正係数の特性図。
【図７８】吸気温度補正係数の特性図。
【図７９】大気圧補正係数の特性図。
【図８０】最大パイロット噴射時期の特性図。
【図８１】最小パイロット噴射時期の特性図。
【図８２】目標パイロット噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図８３】目標パイロット噴射量基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝２）。
【図８４】目標パイロット噴射量基本値の特性図（Ｆ ＰＱ＝１）。
【図８５】本実施形態の作用を説明するための波形図。
【図８６】本実施形態の排気と燃費の特性図。
【図８７】第１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
２ 可変容量ターボチャージャ
１７ 燃料噴射弁
４１ コントロールユニット
Claims (10)
- 主噴射と、この主噴射に先立つパイロット噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、
ＥＧＲ装置と、このＥＧＲ装置の応答遅れよりも大きな応答遅れを有する過給機とを備え、
吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を設定する手段と、
吸気中の酸素濃度または酸素量を計測する手段と、
この酸素濃度または酸素量の計測値の前記目標値からのずれが所定値より大きい加速運転状態であるのか、それとも前記計測値の前記目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態であるのかを判定する手段と、
この判定結果に基づき前記計測値の前記目標値からのずれが所定値より大きい加速運転状態の場合に、少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させ、前記計測値の前記目標値からのずれが前記所定値以下となり定常運転に戻るまでの運転状態である場合に、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼を完全に終了させてから主噴射を行う手段と
を備えることを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。 - 前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として過給圧を用いることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として吸入新気量を用いることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値としてＥＧＲ量またはＥＧＲ率を用いることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記吸気中の酸素濃度相当または酸素量相当の値として空気過剰率を用いることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記計測値の前記目標値からのずれがない運転状態の場合に、低温予混合燃焼を行わせることを特徴とする請求項１から５までのいずれか一つに記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記低温予混合燃焼を行わせる手段は、エンジンの運転条件に応じてエンジンの燃焼温度を低下させる手段と、この燃焼温度を温度を低下させる手段の作動時に、熱発生率のパターンが単段燃焼の形態となるように着火遅れ機関を大幅に長くする手段とからなることを特徴とする請求項６に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記燃焼温度を低下させる手段は吸気の酸素濃度を低減させる手段であることを特徴とする請求項７に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 前記着火遅れ期間を大幅に長くする手段は、燃料の噴射時期を上死点後まで遅らせる手段であることを特徴とする請求項７に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 主噴射と、この主噴射に先立つパイロット噴射とを行うディーゼルエンジンの制御装置において、
ＥＧＲ装置と、このＥＧＲ装置の応答遅れよりも大きな応答遅れを有する過給機とを備え、
吸気中の酸素濃度または酸素量の定常運転時の目標値を設定する手段と、
吸気中の酸素濃度または酸素量を計測する手段と、
フュエルカットリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合であるのか、それともその後に過給圧が低くなり定常運転に戻るまでの場合であるのかを判定する手段と、
この判定結果に基づきフュエルカットリカバリー時に過給圧が高くかつ燃料噴射量が少ない場合に、パイロット噴射量を比較的多くするとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を長くしてパイロット噴射燃料による燃焼を完全に終了させてから主噴射を行い、その後に過給圧が低くなり定常運転に戻るまでの場合に、少ないパイロット噴射量を比較的進角側で噴射するとともに、パイロット噴射と主噴射の噴射間隔を短くして圧縮上死点以前に主噴射を完了させる手段と
を備えることを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001281207A JP4023122B2 (ja) | 2001-01-09 | 2001-09-17 | ディーゼルエンジンの制御装置 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2001-1547 | 2001-01-09 | ||
| JP2001001547 | 2001-01-09 | ||
| JP2001281207A JP4023122B2 (ja) | 2001-01-09 | 2001-09-17 | ディーゼルエンジンの制御装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2002276444A JP2002276444A (ja) | 2002-09-25 |
| JP4023122B2 true JP4023122B2 (ja) | 2007-12-19 |
Family
ID=26607405
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2001281207A Expired - Fee Related JP4023122B2 (ja) | 2001-01-09 | 2001-09-17 | ディーゼルエンジンの制御装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP4023122B2 (ja) |
Families Citing this family (18)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN100404834C (zh) * | 2004-10-06 | 2008-07-23 | 株式会社电装 | 发动机控制系统 |
| JP2008050975A (ja) * | 2006-08-23 | 2008-03-06 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の始動制御装置 |
| JP4982712B2 (ja) * | 2006-10-17 | 2012-07-25 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関の制御装置 |
| JP4949125B2 (ja) * | 2007-05-24 | 2012-06-06 | 富士重工業株式会社 | エンジン状態検出装置 |
| JP2010048192A (ja) | 2008-08-22 | 2010-03-04 | Denso Corp | 燃料噴射制御装置 |
| DE102008042933B4 (de) * | 2008-10-17 | 2016-06-16 | Hyundai Motor Company | Verfahren und Vorrichtung zum Dosieren von in einen Brennraum eines Verbrennungsmotors einzuspritzendem Kraftstoff |
| JP5133332B2 (ja) * | 2009-12-15 | 2013-01-30 | 日立オートモティブシステムズ株式会社 | 内燃機関の制御装置 |
| JP5218461B2 (ja) * | 2010-03-26 | 2013-06-26 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関の燃焼制御装置 |
| JP5445394B2 (ja) * | 2010-08-20 | 2014-03-19 | マツダ株式会社 | 圧縮自着火エンジンの制御装置 |
| WO2013061393A1 (ja) * | 2011-10-24 | 2013-05-02 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関の制御装置 |
| EP3483389A1 (en) * | 2013-08-23 | 2019-05-15 | Achates Power, Inc. | Trapped burned gas fraction control for opposed-piston engines with uniflow scavenging |
| JP6052190B2 (ja) * | 2014-01-20 | 2016-12-27 | マツダ株式会社 | ディーゼルエンジンの燃料噴射制御装置 |
| JP6221901B2 (ja) * | 2014-03-31 | 2017-11-01 | マツダ株式会社 | エンジンの制御装置 |
| JP6052254B2 (ja) * | 2014-09-11 | 2016-12-27 | マツダ株式会社 | エンジンの排気還流制御装置 |
| JP6413563B2 (ja) * | 2014-09-30 | 2018-10-31 | 三菱自動車工業株式会社 | エンジン制御装置 |
| JP6413562B2 (ja) * | 2014-09-30 | 2018-10-31 | 三菱自動車工業株式会社 | エンジン制御装置 |
| JP6583380B2 (ja) * | 2017-10-12 | 2019-10-02 | マツダ株式会社 | ディーゼルエンジンの制御装置及び制御方法 |
| CN113898487B (zh) * | 2021-10-22 | 2023-05-02 | 中车大连机车车辆有限公司 | 一种大功率米勒循环柴油机的冷启动方法 |
-
2001
- 2001-09-17 JP JP2001281207A patent/JP4023122B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2002276444A (ja) | 2002-09-25 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US6612292B2 (en) | Fuel injection control for diesel engine | |
| JP4023122B2 (ja) | ディーゼルエンジンの制御装置 | |
| US6279551B1 (en) | Apparatus for controlling internal combustion engine with supercharging device | |
| JP3918402B2 (ja) | ディーゼルエンジンの制御装置 | |
| US6994077B2 (en) | Control system for internal combustion engine | |
| JP3687485B2 (ja) | ディーゼルエンジンの制御装置 | |
| US7334561B2 (en) | Internal combustion engine | |
| US5970947A (en) | Control apparatus for a cylinder-injection spark-ignition internal combustion engine | |
| US6234139B1 (en) | Control system for an engine | |
| JP4161529B2 (ja) | ディーゼルエンジンの燃料噴射制御装置 | |
| US20080306676A1 (en) | Internal combustion engine with variable compression ratio | |
| EP0893590B1 (en) | Air intake control system for engine equipped with exhaust gas recirculation feature | |
| US10288004B2 (en) | Diesel engine control device and control method | |
| US7769531B2 (en) | Control device of internal combustion engine | |
| JP3642171B2 (ja) | ディーゼルエンジンの排気浄化装置 | |
| WO2010041110A2 (en) | Ignition timing control apparatus and method for internal combustion engine | |
| EP2772632B1 (en) | Control device for internal combustion engine | |
| JP3606112B2 (ja) | ディーゼルエンジンの制御装置 | |
| JP4196900B2 (ja) | 圧縮着火内燃機関の燃焼切替制御システム | |
| EP1348858B1 (en) | Combustion control apparatus for an engine, an engine, combustion control method thereof, computer-readable storage medium, and computer program | |
| JP5720479B2 (ja) | 内燃機関の制御装置 | |
| JP3767157B2 (ja) | ディーゼルエンジンの排気浄化装置 | |
| JP4888297B2 (ja) | ディーゼルエンジンの排気還流制御装置 | |
| JPH11315739A (ja) | ディ―ゼルエンジンの燃焼制御装置 | |
| JP7375696B2 (ja) | 内燃機関の制御装置および制御方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20040127 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20060830 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20061114 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20070112 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20070508 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20070702 |
|
| A911 | Transfer to examiner for re-examination before appeal (zenchi) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A911 Effective date: 20070713 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20070911 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20070924 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 4023122 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20101012 Year of fee payment: 3 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20111012 Year of fee payment: 4 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121012 Year of fee payment: 5 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121012 Year of fee payment: 5 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20131012 Year of fee payment: 6 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |