JP4928512B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents
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Description
本発明は、内燃機関の制御装置に関し、特に広範囲の運転領域にわたり安定して運転できる予混合圧縮着火燃焼方式（ＰＣＣＩ（Premixed Charge Compression Ignition）燃焼方式）の内燃機関の制御装置に関する。
従来、ディーゼルエンジンに用いられる拡散燃焼方式は、燃料室内に取り込んだ空気を圧縮し、この圧縮された空気に燃料を噴射し、自己着火によって燃焼させる。このようなディーゼルエンジンは、ガソリンエンジンに比較して熱効率が良い反面、燃焼室内における不均一な噴霧燃料の分布に起因して混合気濃度の不均一性が高く、その燃焼は噴霧火炎の燃焼領域と空気領域が分かれている。その結果、燃焼温度の不均一性も高くなっている。これは、燃料が濃すぎる領域や高温の領域が存在することになり、ＮＯｘやパティキュレートマター（以下、「ＰＭ（Particulate Matter）」という）の発生し易い領域が燃焼室内に混在しているということを意味する。このため、ＮＯｘとＰＭを同時に低減することが困難であり、これらの排出量が多くなり、排気の後処理システムに掛かる負担が大きいという課題があった。
この点に鑑みて、近年では、燃費を確保しつつＮＯｘ及びＰＭの排出量を大幅に低減することを目的として予混合による燃焼改良が注目されている。予混合によるディーゼルエンジンの燃焼改良には、均質予混合圧縮着火燃焼（ＨＣＣＩ（Homogeneous Charge Compression Ignition）燃焼）と予混合圧縮着火燃焼（ＰＣＣＩ燃焼）の２種類が考えられている。
ＨＣＣＩ燃焼とは、ガソリンエンジンのように吸気管で空気と燃料を均一に混合させて燃焼室に送り込み、燃焼は圧縮自己着火でさせるという考え方である。
ＨＣＣＩ燃焼とは、ガソリンエンジンのように吸気管で空気と燃料を均一に混合させて燃焼室に送り込み、燃焼は圧縮自己着火でさせるという考え方である。
ＨＣＣＩ燃焼方式では、吸気行程で吸気ポートに燃料を噴射し、均一な混合気にしてから燃焼室に導入する。したがって、燃料と空気が十分に混ざるので混合気全体がリーンで、ディーゼルエンジンのような理論混合比付近の空燃比は存在せず、燃焼温度は低くなる。したがって、ＮＯｘはほとんど発生しないが、燃焼室内の全ての燃料を燃焼させるのは難しく、気筒壁面に付着した燃料は燃焼することなく排出されて、結果的にＨＣ（炭化水素）排出が増加する。また、着火時期の制御が難しく、圧縮する気筒内の温度に依存するため熱効率が低下する。
これに対し、ＰＣＣＩ燃焼は、通常のディーゼルエンジンと同様に圧縮行程で燃料を気筒内に噴射して予混合させるという考え方である。
図１４は、局所温度と局所当量比に対するＰＭの生成領域とＮＯｘの生成領域を示す図である。図１４に示すように、局所当量比が高い（燃料が過濃な）部分では酸素不足によりＰＭが生成され、局所当量比が低くかつ局所温度が高い部分ではＮＯｘが生成される。
破線Ｙに示すように、従来の拡散燃焼では、不均一な噴霧燃料を圧縮着火させることで、ＰＭの生成領域及びＮＯｘの生成領域の両方にわたって燃焼する。一方、実線Ｘで示すように、ＰＣＣＩ燃焼は、希薄化した予混合気を圧縮着火することで、従来の拡散燃焼に対して燃料の過濃な領域や高温の領域が少なく、ＰＭ及びＮＯｘの生成量を低減することができる。
破線Ｙに示すように、従来の拡散燃焼では、不均一な噴霧燃料を圧縮着火させることで、ＰＭの生成領域及びＮＯｘの生成領域の両方にわたって燃焼する。一方、実線Ｘで示すように、ＰＣＣＩ燃焼は、希薄化した予混合気を圧縮着火することで、従来の拡散燃焼に対して燃料の過濃な領域や高温の領域が少なく、ＰＭ及びＮＯｘの生成量を低減することができる。
このようなＰＣＣＩ燃焼方式のエンジンにおいては、近年ではさまざまな研究がなされている。例えば、特許文献１，２では、燃料効率の向上及び未燃のＨＣやＣＯ（一酸化炭素）等の低減による排気のエミッションを更に向上することを目的として、第１燃料を吸気に混合して予混合気を供給する混合デバイスと、第２燃料を燃焼室内に直接噴射する直接燃料インジェクタとを備えるものが記載されている。このエンジンでは、燃焼室内で予混合気が着火した後に、燃焼室内に第２燃料を直接噴射する。また、この特許文献１，２では、第１燃料及び第２燃料として、天然ガス、ガソリン、軽油、ナフサ、及びプロパンガス等の燃料を組み合わせたものが示されている。
特表２００３−５３２８２８号公報
特表２００３−５３２８２９号公報
しかしながら、前記した特許文献１，２に記載された従来のＰＣＣＩ燃焼方式の内燃機関では、中高負荷領域において急激な燃焼になるため、騒音及び振動が大きくなるという課題がある。
この課題に対して、高セタン価燃料を用いたり、燃料の噴射時期を内燃機関の標準時期よりも遅らせたりすることで、ある程度の改善ができるものの、燃料噴射時期を遅らせる手法では、燃費や、着火及び燃焼の安定性が大幅に悪化することも知られている。ＰＣＣＩ燃焼方式の内燃機関では、中高負荷運転領域において前記したような課題があるため、現状ではＰＣＣＩ燃焼方式は、低負荷領域のみに限定された燃焼方式である。
本出願人は、特願２００８−０６２６１５（未公開）及び特願２００８−１７６９３９（未公開）において、吸気に所定濃度の水素添加をし、燃料をＡＴＤＣ（After Top Dead Center）噴射してＰＣＣＩ燃焼条件の運転領域を拡大できることを示した。
しかし、燃料のセタン価の変動による燃焼のばらつき、特に、着火時期のばらつきに対しても常に安定したＰＣＣＩ燃焼を実現するとともに、燃費、エミッション、並びに、エンジン振動及びエンジン騒音のドライバビリティの改善が必要なことが分かった。
この課題に対して、高セタン価燃料を用いたり、燃料の噴射時期を内燃機関の標準時期よりも遅らせたりすることで、ある程度の改善ができるものの、燃料噴射時期を遅らせる手法では、燃費や、着火及び燃焼の安定性が大幅に悪化することも知られている。ＰＣＣＩ燃焼方式の内燃機関では、中高負荷運転領域において前記したような課題があるため、現状ではＰＣＣＩ燃焼方式は、低負荷領域のみに限定された燃焼方式である。
本出願人は、特願２００８−０６２６１５（未公開）及び特願２００８−１７６９３９（未公開）において、吸気に所定濃度の水素添加をし、燃料をＡＴＤＣ（After Top Dead Center）噴射してＰＣＣＩ燃焼条件の運転領域を拡大できることを示した。
しかし、燃料のセタン価の変動による燃焼のばらつき、特に、着火時期のばらつきに対しても常に安定したＰＣＣＩ燃焼を実現するとともに、燃費、エミッション、並びに、エンジン振動及びエンジン騒音のドライバビリティの改善が必要なことが分かった。
本発明は、前記した従来の課題を解決するものであり、広範囲の運転領域にわたり安定して運転できる予混合圧縮着火燃焼方式の内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。
前記課題を解決するために、請求項１に記載の発明の内燃機関の制御装置は、軽油又は軽油とその他の燃料との混合燃料を主燃料とし、燃焼室内でこの主燃料を圧縮着火させる内燃機関の制御装置において、主燃料を内燃機関の各気筒に供給する主燃料供給手段と、水素を含む予混合ガスを内燃機関の各気筒に供給するガス供給手段と、内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづいて、主燃料供給手段による主燃料の各気筒への供給時期及び供給期間を制御する主燃料供給制御手段と、内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづいて、ガス供給手段による予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御するガス供給制御手段と、内燃機関の排気通路から排出ガスの一部を抽出して、内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御する排出ガス循環制御手段と、内燃機関の気筒圧を検出する筒圧センサと、アクセル開度とエンジン回転速度にもとづいて要求トルクを算出する要求トルク算出手段と、検出された気筒圧から実瞬時トルクを取得する実瞬時トルク取得手段と、を備え、
主燃料供給制御手段は、算出された要求トルクと取得された実瞬時トルクにもとづいて主燃料の各気筒への供給時期及び供給期間を制御するとともに、ガス供給制御手段は、算出された要求トルクと取得された実瞬時トルクにもとづいて、予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御し、排出ガス循環制御手段は、算出された要求トルクと取得された実瞬時トルクにもとづいて、内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御することを特徴とする。
主燃料供給制御手段は、算出された要求トルクと取得された実瞬時トルクにもとづいて主燃料の各気筒への供給時期及び供給期間を制御するとともに、ガス供給制御手段は、算出された要求トルクと取得された実瞬時トルクにもとづいて、予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御し、排出ガス循環制御手段は、算出された要求トルクと取得された実瞬時トルクにもとづいて、内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御することを特徴とする。
請求項１の発明によれば、筒圧センサにより内燃機関の気筒圧を検出し、それにもとづいて実瞬時トルク取得手段が実瞬時トルクを取得することができるので、要求トルク算出手段においてアクセル開度とエンジン回転速度にもとづいて算出される要求トルクとの比較ができ、要求トルクと実瞬時トルクとにもとづいて主燃料の供給時期及び供給時間や、予混合ガスの供給時期及び供給時間や、ＥＧＲ量を制御でき、主燃料のセタン価のばらつきに応じたＰＣＣＩ燃焼条件にもとづく制御ができる。
特に、水素は、気筒の内壁に付着することは無く、又、水素の火炎の伝播速度は、比較的他の天然ガスやプロパンガスの火炎の伝播速度よりも速く、例えば、主燃料の供給時期を内燃機関の標準時期よりも遅延させた場合であっても、着火遅れを短縮しつつ燃焼を緩慢にし、又、騒音及び振動も低減できる。
したがって、前記のように中高負荷領域における燃焼を改善し、運転領域を拡大することができる。また、これらに加えて、未燃のＨＣやＣＯの排出量も低減することが可能となる。これにより、排気のエミッション及び主燃料の燃費を更に向上できる。
したがって、前記のように中高負荷領域における燃焼を改善し、運転領域を拡大することができる。また、これらに加えて、未燃のＨＣやＣＯの排出量も低減することが可能となる。これにより、排気のエミッション及び主燃料の燃費を更に向上できる。
請求項２に記載の発明の内燃機関の制御装置は、請求項１の発明の構成に加えて、算出された要求トルクにもとづいて、予混合圧縮着火燃焼条件にもとづく規範瞬時トルクを取得する規範瞬時トルク取得手段と、取得された実瞬時トルクを積算して実トルクを算出する実瞬時トルク積算手段と、要求トルクと実トルクの差分であるトルク偏差にもとづき、算出された要求トルクを補正する要求トルク補正手段と、取得された実瞬時トルクと取得された規範瞬時トルクとにもとづいて、主燃料の各気筒への供給時期を補正する主燃料供給時期補正手段と、を備え、
主燃料供給制御手段は、補正された主燃料の各気筒への供給時期の制御と、補正された要求トルクにもとづいて主燃料の各気筒へ供給期間の制御をするとともに、ガス供給制御手段は、補正された要求トルクにもとづいて、予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御し、排出ガス循環制御手段は、補正された要求トルクにもとづいて、内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御することを特徴とする。
主燃料供給制御手段は、補正された主燃料の各気筒への供給時期の制御と、補正された要求トルクにもとづいて主燃料の各気筒へ供給期間の制御をするとともに、ガス供給制御手段は、補正された要求トルクにもとづいて、予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御し、排出ガス循環制御手段は、補正された要求トルクにもとづいて、内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御することを特徴とする。
請求項２の発明によれば、取得された実瞬時トルクを積算して実トルクとし、要求トルク算出手段で算出された要求トルクとの差分により要求トルクを補正し、補正された要求トルクにより主燃料の供給時間や、予混合ガスの供給時期及び供給時間や、ＥＧＲ量を制御できる。特に、取得された実瞬時トルクと取得された規範瞬時トルクとにもとづいて、規範となる着火時期とのずれ量が分かるので、主燃料の各気筒への供給時期を補正する主燃料供給時期補正手段は、着火時期のずれ量に相当する燃料供給時期の調整ができ、主燃料のセタン価のばらつきに応じて、実トルクが効率よく出せるように、燃料供給時期を維持できる。
請求項３に記載の発明の内燃機関の制御装置は、請求項１又は請求項２の発明の構成に加えて、ガス供給手段は、主燃料から水素又は水素を含む改質ガスを予混合ガスとして生成するガス生成手段と、生成された予混合ガスを圧縮するガス圧縮機と、圧縮された予混合ガスを蓄圧状態に貯留する蓄圧タンクと、蓄圧タンクの予混合ガスを、内燃機関の各気筒に向けて分岐したガス供給配管を通じて供給されて噴射するガス噴射弁と、を有することを特徴とする。
請求項３に記載の発明よれば、内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづいて、水素又は水素を含む改質ガスを予混合ガスとして供給時期及び供給期間を制御しつつ、内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづいて、主燃料の各気筒への供給時期及び供給期間を制御することにより主燃料を予混合圧縮着火燃焼させることができる。
更に、ガス供給手段は、生成された予混合ガスを圧縮するガス圧縮機と、圧縮された予混合ガスを蓄圧する蓄圧タンクとを有し、蓄圧タンクの予混合ガスを内燃機関の各気筒に向けて分岐したガス供給配管を通じて供給するので、内燃機関の始動直後においても、前回の内燃機関運転時にガス生成手段によって蓄圧タンク内に貯留された予混合ガスを利用して、内燃機関にガス噴射弁から予混合ガスを噴射できる。したがって、ガス生成手段が水素又は水素を含んだ改質ガスを生成開始するのに遅れ時間を要しても、蓄圧タンク内の予混合ガスを用いて内燃機関は起動時から予混合圧縮着火燃焼方式による運転を行え、内燃機関起動直後の排気ガスの後処理装置の機能が困難な低排気温度領域時に、期待される予混合圧縮着火燃焼方式で運転できる。
請求項４に記載の発明の内燃機関の制御装置は、請求項３の発明の構成に加えて、ガス供給手段では、蓄圧タンクからガス噴射弁までの間を連通するガス供給配管に、予混合ガス圧を調整する予混合ガス圧力調整弁と、予混合ガス圧を検出する予混合ガス圧力センサとをこの順に配置しており、ガス供給制御手段は、予混合ガス圧力センサにより検出された予混合ガス圧にもとづいてガス噴射弁に供給する予混合ガス圧を調整することを特徴とする。
請求項４に記載の発明によれば、蓄圧タンクより下流側の予混合ガス圧を検出する予混合ガス圧力センサと、検出された予混合ガス圧にもとづいてガス噴射弁に供給する予混合ガス圧を調整する予混合ガス圧力調整弁と、を有しているので、ガス供給制御手段は、例えば、エンジン回転速度やエンジン要求トルクの変動に対応して、内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件に適した量の予混合ガスを気筒に噴射できるように予混合ガスをガス噴射弁に供給できる。
請求項５に記載の発明は、請求項４に記載の発明の構成に加えて、ガス供給制御手段は、予混合ガスの前記供給期間の算出を、内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづく要求予混合ガス量にもとづいて算出することを特徴とする。
内燃機関の広い運転領域で予混合圧縮着火燃焼条件を維持するためには、エンジン回転速度やエンジン要求トルクの変動に対応して、吸入空気量に対して適切な水素濃度となるようにする必要がある。請求項５に記載の発明によれば、要求予混合ガス量にもとづいて、予混合ガスの供給期間が容易に算出でき、適切な水素濃度となるように制御できる。
請求項６に記載の発明は、請求項４に記載の発明の構成に加えて、ガス供給制御手段は、蓄圧タンクより下流側の予混合ガス圧を予混合ガス圧力センサで検出するとともに、水素ガスセンサで水素濃度を検出し、予混合圧縮着火燃焼条件にもとづく要求予混合ガス量が、吸入空気量に対する水素濃度で所定の濃度範囲となるように制御する水素濃度制御手段を有し、水素濃度制御手段により制御された要求予混合ガス量にもとづいて予混合ガスの供給期間の算出をすることを特徴とする。
請求項６に記載の発明によれば、予混合ガスに含まれる水素濃度を検出することができるので、主燃料の成分変化に応じて適切な予混合圧縮着火燃焼条件にもとづく要求予混合ガス量が算出でき、予混合圧縮着火燃焼方式の運転が維持できる。
請求項７に記載の発明は、請求項３から請求項６のいずれか１項に記載の発明の構成に加えて、ガス供給制御手段は、蓄圧タンクの圧力を、少なくともエンジン回転速度及び要求トルクに応じて予め設定された圧力に制御することを特徴とする。
請求項７に記載の発明によれば、例えば、エンジン回転速度が大きいほど予混合ガスの必要量が増加し、要求トルクが大きいほど予混合ガスの必要量が増加するので、ガス生成手段における予混合ガス生成量を増加するのみならず、ガス圧縮機の吐出圧をも高めて、蓄圧タンクの圧力を高めることにより、エンジン回転速度及び要求トルクが大のときに、蓄圧タンクの予混合ガスがバッファーとして働き、所要の予混合ガスを気筒に供給することができる。特に、高回転速度程、吸気弁が開状態で、排気弁が閉状態である期間が短くなり、所定の予混合ガス量を供給するにはより予混合ガスの噴射圧を高める必要がある。
請求項８に記載の発明は、請求項１から請求項７のいずれか１項に記載の発明の構成に加えて、ガス供給制御手段は、吸気弁が開状態で、排気弁が閉状態である、バックファイアを起こさないタイミングを検出し、この期間内に前記予混合ガスを各気筒の吸気に噴射することを特徴とする。
請求項８に記載の発明によれば、ガス供給制御手段は、吸気弁が開状態で、排気弁が閉状態である、バックファイアを起こさないタイミングを検出し、この期間内に予混合ガスを各気筒の吸気に噴射するので、気筒内に吸気とともに吸い込まれた水素がそのまま排気管から漏れ出して、バックファイアを生じたり、排気の後処理装置を損傷したりすることを防止できる。特に、水素濃度を４％以上にすると約６００℃以上で自己着火するのでバックファイアを生じる可能性が高く、前記したように予混合ガスの供給期間を制御することによって、確実にバックファイアを防止できる。
本発明によれば、広範囲の運転領域にわたり安定して運転できる予混合圧縮着火燃焼方式の内燃機関の制御装置を提供することができる。
特に、主燃料のセタン価の変動により、ＰＣＣＩ燃焼条件にもとづく適切な着火時期に対して、実際の着火時期がずれ量を算出して、主燃料の供給時期を補正し、実トルクが発揮されるＰＣＣＩ燃焼条件における規範的な着火時期に維持するので、セタン価の特に低下方向のばらつき時に、燃費の悪化を抑制できる。
特に、主燃料のセタン価の変動により、ＰＣＣＩ燃焼条件にもとづく適切な着火時期に対して、実際の着火時期がずれ量を算出して、主燃料の供給時期を補正し、実トルクが発揮されるＰＣＣＩ燃焼条件における規範的な着火時期に維持するので、セタン価の特に低下方向のばらつき時に、燃費の悪化を抑制できる。
《第１の実施形態》
図１から図３を参照して本発明の第１の実施形態に係わるエンジン制御装置の概要について説明する。
図１は、本実施形態のエンジン制御装置の概略機能構成図であり、図２は、図１のエンジンの気筒頭部拡大図であり、図３は、内燃機関の制御装置に用いられるエンジン制御電子制御ユニットのハード的な構成説明図であり、図４は、エンジン制御電子制御ユニットの機能ブロック構成図である。
内燃機関（以下、エンジンと称する）１は、気筒２に形成された燃焼室４内で、ピストン３により圧縮した高温の吸気内に燃料を噴射して自己着火させるディーゼルエンジンである。ちなみに、エンジン１は、吸気弁１６、排気弁１７をシリンダヘッドに設けた４ストロークディーゼルエンジンである。
なお、図１には、エンジン１の複数の気筒２のうち１つのみを代表的に図示している。
図１から図３を参照して本発明の第１の実施形態に係わるエンジン制御装置の概要について説明する。
図１は、本実施形態のエンジン制御装置の概略機能構成図であり、図２は、図１のエンジンの気筒頭部拡大図であり、図３は、内燃機関の制御装置に用いられるエンジン制御電子制御ユニットのハード的な構成説明図であり、図４は、エンジン制御電子制御ユニットの機能ブロック構成図である。
内燃機関（以下、エンジンと称する）１は、気筒２に形成された燃焼室４内で、ピストン３により圧縮した高温の吸気内に燃料を噴射して自己着火させるディーゼルエンジンである。ちなみに、エンジン１は、吸気弁１６、排気弁１７をシリンダヘッドに設けた４ストロークディーゼルエンジンである。
なお、図１には、エンジン１の複数の気筒２のうち１つのみを代表的に図示している。
このエンジン１の制御装置であるエンジン制御装置（内燃機関の制御装置）１００Ａには、主燃料を供給する主燃料供給系（主燃料供給手段）１１０と、排気還流系１２０と、水素を含むガスを貯留した水素タンク３４Ａから減圧調整して予混合ガスとして供給するガス供給系（ガス供給手段）１３０Ａと、を備えている。
主燃料供給系（ガス供給手段）１１０は、主に、燃料インジェクタ５、コモンレール６、高圧供給ポンプ８、燃料タンク４２、燃料フィルタ４３Ａ、それらを接続する配管６２Ａ，６３，６４，６５Ａ，７１，７３や、各種センサＳＰｃ，ＳＴｆ、流量調整弁６９、圧力調整弁７２等から構成される。
排気還流系１２０は、排気還流通路（以下、ＥＧＲ通路という）２３、排気還流量調整弁（以下、ＥＧＲ弁と称する）２４、ＥＧＲクーラ２５から構成される。
ガス供給系１３０Ａは、主に、ガスインジェクタ（ガス噴射弁）３１、ヘッダ管３２、圧力調整弁（予混合ガス圧力調整弁）３３、水素タンク３４Ａ、それらを接続する配管７５，７６、各種センサＳＰＨｂ，ＳＰｈｇ等から構成される。ここでＥＧＲ弁２４は請求項に記載の排出ガス循環制御手段に対応する。
主燃料供給系（ガス供給手段）１１０は、主に、燃料インジェクタ５、コモンレール６、高圧供給ポンプ８、燃料タンク４２、燃料フィルタ４３Ａ、それらを接続する配管６２Ａ，６３，６４，６５Ａ，７１，７３や、各種センサＳＰｃ，ＳＴｆ、流量調整弁６９、圧力調整弁７２等から構成される。
排気還流系１２０は、排気還流通路（以下、ＥＧＲ通路という）２３、排気還流量調整弁（以下、ＥＧＲ弁と称する）２４、ＥＧＲクーラ２５から構成される。
ガス供給系１３０Ａは、主に、ガスインジェクタ（ガス噴射弁）３１、ヘッダ管３２、圧力調整弁（予混合ガス圧力調整弁）３３、水素タンク３４Ａ、それらを接続する配管７５，７６、各種センサＳＰＨｂ，ＳＰｈｇ等から構成される。ここでＥＧＲ弁２４は請求項に記載の排出ガス循環制御手段に対応する。
（主燃料供給系）
先ず、主燃料供給系１１０について説明する。
燃焼室４の上面の略中央部には、燃料インジェクタ５が先端部の噴射孔を燃焼室４に臨ませて配設されていて、各気筒２に所定の噴射タイミングで開閉作動されて、燃焼室４に主燃料を直接噴射するようになっている。
先ず、主燃料供給系１１０について説明する。
燃焼室４の上面の略中央部には、燃料インジェクタ５が先端部の噴射孔を燃焼室４に臨ませて配設されていて、各気筒２に所定の噴射タイミングで開閉作動されて、燃焼室４に主燃料を直接噴射するようになっている。
前記各燃料インジェクタ５には、高圧の燃料を蓄える共通のコモンレール６から分岐した高圧燃料供給配管６４がそれぞれ接続されている。そのコモンレール６には、内部の燃圧（コモンレール圧）Ｐｃを検出するコモンレール圧センサＳＰｃと、目標コモンレール圧より高い場合に、主燃料を戻り配管７１を介して燃料タンク４２に戻し、燃圧を調整する圧力調整弁７２が配設されているとともに、クランク軸７により駆動される高圧供給ポンプ８の吐出口からの吐出配管６３が接続されている。
図１に示した燃料インジェクタ５は背圧式のものであり、インジェクタ５のアクチュエータ５ａ（図２参照）を駆動すると、主燃料噴射動作のために一部の主燃料が戻り配管７３を経由して燃料タンク４２に戻される構成となっている。燃料インジェクタ５が直動式の場合は、戻り配管７３は不要となる。
図１に示した燃料インジェクタ５は背圧式のものであり、インジェクタ５のアクチュエータ５ａ（図２参照）を駆動すると、主燃料噴射動作のために一部の主燃料が戻り配管７３を経由して燃料タンク４２に戻される構成となっている。燃料インジェクタ５が直動式の場合は、戻り配管７３は不要となる。
この高圧供給ポンプ８は、圧力調整弁７２と協調動作して、コモンレール圧センサＳＰｃにより検出されるコモンレール６内の燃圧Ｐｃが、エンジン回転速度Ｎｅと要求トルクＴｒｑｓｏｌで決まる値に（例えば、エンジンの１の運転状態に応じて、３０ＭＰａ〜２００ＭＰａ）に保持されるように作動する。
高圧供給ポンプ８の吐出口には、主燃料の温度を検出する燃料温度センサＳＴｆが設けられている
高圧供給ポンプ８の吐出口には、主燃料の温度を検出する燃料温度センサＳＴｆが設けられている
また、クランク軸７の回転角度を検出するクランク角センサＳａが設けられており、このクランク角センサＳａは、クランク軸７の端部に設けた被検出用プレート（図示せず）の外周に相対向するように配置され電磁ピックアップからなり、前記被検出用プレートの外周部全周に亘って形成された突起部の通過に対応してパルス信号を出力するようになっている。その他エンジン１にはカム角センサＳｂも設けられ、気筒２を判別するための気筒判別信号であるＴＤＣ（Top Dead Center）信号をＥＣＵ５０Ａに入力する。
（吸気系）
次に、エンジン１の吸気系の構成について説明する。
エアクリーナ４１で濾過された吸気（空気）は、吸気通路１０を通り、図示しないサージタンクを介して気筒２毎に分岐して、それぞれ吸気ポートから各気筒２の燃焼室４に導入される。前記吸気通路１０には上流側から下流側に向かって順に、前記したエアクリーナ４１、エンジン１に吸入される吸気流量を検出するエアフローセンサＳＡｉｒ、吸気を圧縮するターボ過給機１２の圧縮機１２ｂ、圧縮されて温度の高くなった吸気を冷却するインタークーラ１３、吸気通路１０の断面積を絞るスロットル弁１４、前記したサージタンク内で各気筒２に供給される過給圧力を検出する過給圧センサＳＰｓａ及び吸気温度を検出する過給気温度センサＳＴｓａと、が設けられている。
また、大気圧を検出する大気圧センサＳＰａｔや大気温度を検出する大気温度センサＳＴａｔが配設され、それらの信号がＥＣＵ５０Ａに入力されている。
次に、エンジン１の吸気系の構成について説明する。
エアクリーナ４１で濾過された吸気（空気）は、吸気通路１０を通り、図示しないサージタンクを介して気筒２毎に分岐して、それぞれ吸気ポートから各気筒２の燃焼室４に導入される。前記吸気通路１０には上流側から下流側に向かって順に、前記したエアクリーナ４１、エンジン１に吸入される吸気流量を検出するエアフローセンサＳＡｉｒ、吸気を圧縮するターボ過給機１２の圧縮機１２ｂ、圧縮されて温度の高くなった吸気を冷却するインタークーラ１３、吸気通路１０の断面積を絞るスロットル弁１４、前記したサージタンク内で各気筒２に供給される過給圧力を検出する過給圧センサＳＰｓａ及び吸気温度を検出する過給気温度センサＳＴｓａと、が設けられている。
また、大気圧を検出する大気圧センサＳＰａｔや大気温度を検出する大気温度センサＳＴａｔが配設され、それらの信号がＥＣＵ５０Ａに入力されている。
このスロットル弁１４は、全閉状態でも吸気が流通可能なように切り欠きが設けられた、例えば、バタフライバルブからなり、例えば、ソレノイドバルブ方式の駆動機構が用いられ、スロットル開度センサ１４ａを内蔵し、スロットル弁１４の開度がエンジン制御電子制御ユニット５０Ａ（以下、ＥＣＵ５０Ａと称する）に制御されるようになっている。
前記エアフローセンサＳＡｉｒは、流速変動があっても空気流量を確実にとらえることができる、例えば、特開２０００−１０４６２８号公報の段落［００２９］に記載のような定温度型ホットフィルム式エアフローセンサである。このエアフローセンサＳＡｉｒによる計測値にもとづいて、正方向の空気流量のみを計測することができ、排気還流量の制御に逆流による誤差が入ることを避けることができる。
（排気系）
また、図１において、各気筒２の燃焼室４から排ガスを排出する排気通路２０の上流端部は分岐して、それぞれ図示しない排気ポートにより各気筒２の燃焼室４に接続されている。この排気通路２０には、上流側から下流側に向かって順に、排ガス中の酸素濃度を検出する排気Ｏ２センサＳＯ２ｅｘと、排ガス流により回転されるタービン１２ａと、排ガス中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘ並びにパティキュレートを浄化可能な触媒コンバータ２２とが配設されている。
触媒コンバータ２２は、酸化触媒部２２ａとＤＰＦ（Diesel Particulate Filter）２２ｂを有している。そして、触媒コンバータ２２の入口側と出口側の差圧を検出する差圧センサＳΔＰと、酸化触媒部２２ａ出口側及びＤＰＦ出口側に排気温度センサＳＴｅｘ１，ＳＴｅｘ２が設けられている。更に、触媒コンバータ２２の下流側に排気ガス中の空燃比（Ａ／Ｆ比）を検出する排気Ａ／ＦセンサＳＡ／Ｆｅｘが配されている。
また、図１において、各気筒２の燃焼室４から排ガスを排出する排気通路２０の上流端部は分岐して、それぞれ図示しない排気ポートにより各気筒２の燃焼室４に接続されている。この排気通路２０には、上流側から下流側に向かって順に、排ガス中の酸素濃度を検出する排気Ｏ２センサＳＯ２ｅｘと、排ガス流により回転されるタービン１２ａと、排ガス中のＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘ並びにパティキュレートを浄化可能な触媒コンバータ２２とが配設されている。
触媒コンバータ２２は、酸化触媒部２２ａとＤＰＦ（Diesel Particulate Filter）２２ｂを有している。そして、触媒コンバータ２２の入口側と出口側の差圧を検出する差圧センサＳΔＰと、酸化触媒部２２ａ出口側及びＤＰＦ出口側に排気温度センサＳＴｅｘ１，ＳＴｅｘ２が設けられている。更に、触媒コンバータ２２の下流側に排気ガス中の空燃比（Ａ／Ｆ比）を検出する排気Ａ／ＦセンサＳＡ／Ｆｅｘが配されている。
前記タービン１２ａ及び圧縮機１２ｂからなるターボ過給機１２は、例えば、タービン１２ａを収容するタービン室に該タービンの全周を囲むように図示しない複数のベーンが設けられ、その各ベーンが排気流路のノズル断面積を変化させるように回動するＶＧＴ（バリアブルジオメトリーターボ）である。
そのため、可動ベーンを回動させるＶＧＴアクチュエータ２１が設けられ、可動ベーン回動位置を検出するＶＧＴポジションセンサ２１ａを有し、ベーン回動位置の目標位置と実位置との差を検出してＥＣＵ５０Ａによりフィードバック制御される構成としている。
そのため、可動ベーンを回動させるＶＧＴアクチュエータ２１が設けられ、可動ベーン回動位置を検出するＶＧＴポジションセンサ２１ａを有し、ベーン回動位置の目標位置と実位置との差を検出してＥＣＵ５０Ａによりフィードバック制御される構成としている。
（排気還流系）
前記排気通路２０は、タービン１２ａよりも上流側の部位で、排ガスの一部を吸気側に還流させる２３の上流端に分岐接続されている。このＥＧＲ通路２３の下流端はスロットル弁１４よりも吸気下流側の吸気通路１０に接続されており、そのＥＧＲ通路２３の途中の下流端寄りには、開度調整可能なＥＧＲ弁２４が配置されている。そして、前記ＥＧＲ通路２３を流れる排ガスに対して上流側である排気通路２０の圧力（以下、排気側圧力という）と下流側である吸気通路１０の圧力（以下、吸気側圧力という）との間の圧力差によって前記排気通路２０から吸い出した排ガスの一部を、ＥＧＲ弁２４により流量調整しながら吸気通路１０に還流させるようになっている。
前記排気通路２０は、タービン１２ａよりも上流側の部位で、排ガスの一部を吸気側に還流させる２３の上流端に分岐接続されている。このＥＧＲ通路２３の下流端はスロットル弁１４よりも吸気下流側の吸気通路１０に接続されており、そのＥＧＲ通路２３の途中の下流端寄りには、開度調整可能なＥＧＲ弁２４が配置されている。そして、前記ＥＧＲ通路２３を流れる排ガスに対して上流側である排気通路２０の圧力（以下、排気側圧力という）と下流側である吸気通路１０の圧力（以下、吸気側圧力という）との間の圧力差によって前記排気通路２０から吸い出した排ガスの一部を、ＥＧＲ弁２４により流量調整しながら吸気通路１０に還流させるようになっている。
ちなみに、ＥＧＲ弁２４は、例えば、リニアソレノイド式の弁であり、ソレノイドの頭部にＥＧＲ弁リフトセンサ２４ａを有し、目標開度と実開度との差を検出してＥＣＵ５０Ａによりフィードバック制御される構成としている。
前記燃料インジェクタ５、スロットル弁１４、ＥＧＲ弁２４、ＶＧＴアクチュエータ２１等は、ＥＣＵ５０Ａからの制御信号によって作動するように構成されている。一方、このＥＣＵ５０Ａには、前記過給圧センサＳＰｓａ、過給気温度センサＳＴｓａからの出力信号と、クランク角センサＳａからの出力信号と、エアフローセンサＳＡｉｒからの出力信号と、排気Ｏ２センサＳＯ２ｅｘからの出力信号と、ＥＧＲ弁リフトセンサ２４ａからの出力信号と、車両の運転者によるアクセルペダル９の操作量（アクセル開度θｔｈ）を検出するアクセル開度センサＳＡｃｃからの出力信号とが少なくとも入力されている。
ちなみに、気筒２の冷却水の温度を検出する水温センサＳＴｗｊが設けられ、その信号もＥＣＵ５０Ａに入力されている。
ちなみに、気筒２の冷却水の温度を検出する水温センサＳＴｗｊが設けられ、その信号もＥＣＵ５０Ａに入力されている。
（ガス供給系）
次に、ガス供給系１３０Ａについて説明する。
各気筒２の吸気ポートには、ガスインジェクタ３１が配設されていて、各気筒２に所定の噴射タイミングで開閉作動されて、予混合ガスである水素を含むガスを先端部の噴射孔を吸気弁１６に向けて噴射するようになっている。
次に、ガス供給系１３０Ａについて説明する。
各気筒２の吸気ポートには、ガスインジェクタ３１が配設されていて、各気筒２に所定の噴射タイミングで開閉作動されて、予混合ガスである水素を含むガスを先端部の噴射孔を吸気弁１６に向けて噴射するようになっている。
前記各ガスインジェクタ３１には、共通のヘッダ管３２から分岐したガス供給配管７６がそれぞれ接続されている。そのヘッダ管３２には、内部のガス圧（以下、ヘッダ圧と称する）Ｐｇを検出するヘッダ圧センサ（予混合ガス圧力センサ）ＳＰｈｇが配設されている。そして、ヘッダ管３２には圧力調整弁３３を介して水素タンク３４Ａから予混合ガスを供給するガス供給元管７５が接続されている。ガス供給元管７５には、水素タンク３４Ａの圧力を検出する水素タンク圧センサＳＰＨｂが設けられている。
圧力調整弁３３は、ＥＣＵ５０Ａに制御されてヘッダ圧Ｐｇを制御する。
圧力調整弁３３は、ＥＣＵ５０Ａに制御されてヘッダ圧Ｐｇを制御する。
圧力調整弁３３は、水素タンク圧ＰＨｂから減圧して、ヘッダ管３２を介して予混合ガスをガスインジェクタ３１に供給する。ヘッダ管３２は、各気筒２におけるガスインジェクタ３１の噴射による圧力変動を緩和するものである。ヘッダ管３２の容積及び各気筒２のガスインジェクタ３１までのガス供給配管７６の容積の合計は、エンジン１の各気筒２に１回ずつ噴射する分、例えば、４気筒のエンジンなら、４回の噴射量の最大値程度である。
ガスインジェクタ３１は、噴射圧が比較的低く設定できるので、直動式のもので十分である。ガスインジェクタ３１のアクチュエータ３１ａは、例えば、ソレノイド式又はピエゾ式である。
ガスインジェクタ３１は、噴射圧が比較的低く設定できるので、直動式のもので十分である。ガスインジェクタ３１のアクチュエータ３１ａは、例えば、ソレノイド式又はピエゾ式である。
（筒圧センサ）
更に、各気筒２の燃焼室４の上面には、筒圧センサＳＰｃｌが配設されており、その出力信号がＥＣＵ５０Ａに出力されている。
ちなみに、符号１８で示すものはグロープラグである。
前記した筒圧センサＳＰｃｌは、グロープラグ１８に一体に組み込まれたものであっても良い。
更に、各気筒２の燃焼室４の上面には、筒圧センサＳＰｃｌが配設されており、その出力信号がＥＣＵ５０Ａに出力されている。
ちなみに、符号１８で示すものはグロープラグである。
前記した筒圧センサＳＰｃｌは、グロープラグ１８に一体に組み込まれたものであっても良い。
（制御システムの全体構成）
次に、本実施形態の内燃機関の制御装置に用いられるＥＣＵ５０Ａについて説明する。
ＥＣＵ５０Ａは、図３に示されるようにマイクロコンピュータと周辺の電気回路で構成され、カレンダ時計機能を有するＣＬＯＣＫ２０１、制御と演算の機能を有するＣＰＵ（中央処理装置）２０２、プログラムを記憶するＲＯＭ２０３、プログラム実行時にデータ等を記憶するＲＡＭ２０４、入力インタフェース２０６、出力インタフェース２０７、並びに、ＣＰＵ２０２とＲＯＭ２０３、ＲＡＭ２０４、入力インタフェース２０６、出力インタフェース２０７等を相互に接続するバス２０５を備えている。
次に、本実施形態の内燃機関の制御装置に用いられるＥＣＵ５０Ａについて説明する。
ＥＣＵ５０Ａは、図３に示されるようにマイクロコンピュータと周辺の電気回路で構成され、カレンダ時計機能を有するＣＬＯＣＫ２０１、制御と演算の機能を有するＣＰＵ（中央処理装置）２０２、プログラムを記憶するＲＯＭ２０３、プログラム実行時にデータ等を記憶するＲＡＭ２０４、入力インタフェース２０６、出力インタフェース２０７、並びに、ＣＰＵ２０２とＲＯＭ２０３、ＲＡＭ２０４、入力インタフェース２０６、出力インタフェース２０７等を相互に接続するバス２０５を備えている。
前記した入力インタフェース２０６には、各種のセンサからの信号が入力される。
各気筒２（図２参照）に設けられた筒圧センサＳＰｃｌからの信号は、図３に示すようにチャージアンプで電圧信号に変換され、Ａ／Ｄ変換器４７に入力される。また、クランク角センサＳａからのパルス信号は、パルスインクレメント回路４６で処理されて、所定のクランク角度に対応させた信号（以下、クランク角度Ａｃｒａｎｋと称する）とし、カム角センサＳｂからのＴＤＣ信号とともにＡ／Ｄ変換器４７に入力され、Ａ／Ｄ変換器４７は各気筒２の上死点を基準に、圧縮行程から爆発行程の所定のクランク角度毎の筒内圧ＰｃｌをＡ／Ｄ変換器４７でサンプリングする。このとき、Ａ／Ｄ変換器４７はデジタルフィルタ機能付きのＡ／Ｄ変換器であり、フィルタ処理された結果を前記ＴＤＣ信号及びクランク角度Ａｃｒａｎｋのタイミング信号によりサンプリングする。そして、サンプリングされた筒内圧Ｐｃｌを、入力インタフェース２０６を介してＣＰＵ２０２に入力する。これを取得する機能ブロックが、後記する実瞬時トルク取得部５２５（図４参照）である。
各気筒２（図２参照）に設けられた筒圧センサＳＰｃｌからの信号は、図３に示すようにチャージアンプで電圧信号に変換され、Ａ／Ｄ変換器４７に入力される。また、クランク角センサＳａからのパルス信号は、パルスインクレメント回路４６で処理されて、所定のクランク角度に対応させた信号（以下、クランク角度Ａｃｒａｎｋと称する）とし、カム角センサＳｂからのＴＤＣ信号とともにＡ／Ｄ変換器４７に入力され、Ａ／Ｄ変換器４７は各気筒２の上死点を基準に、圧縮行程から爆発行程の所定のクランク角度毎の筒内圧ＰｃｌをＡ／Ｄ変換器４７でサンプリングする。このとき、Ａ／Ｄ変換器４７はデジタルフィルタ機能付きのＡ／Ｄ変換器であり、フィルタ処理された結果を前記ＴＤＣ信号及びクランク角度Ａｃｒａｎｋのタイミング信号によりサンプリングする。そして、サンプリングされた筒内圧Ｐｃｌを、入力インタフェース２０６を介してＣＰＵ２０２に入力する。これを取得する機能ブロックが、後記する実瞬時トルク取得部５２５（図４参照）である。
パルスインクレメント回路４６の信号はクランク角度Ａｃｒａｎｋを示す信号として、カム角センサＳｂの信号はどの気筒２が爆発行程に入ったかを示すＴＤＣ信号として、入力インタフェース２０６を介してＣＰＵ２０２に入力される。
なお、エンジン回転速度Ｎｅは、クランク角度Ａｃｒａｎｋを示す信号からＣＰＵ２０２内で算出され、図４に示す機能ブロック図の中で使用される。
なお、エンジン回転速度Ｎｅは、クランク角度Ａｃｒａｎｋを示す信号からＣＰＵ２０２内で算出され、図４に示す機能ブロック図の中で使用される。
そのほかにアクセル開度センサＳＡｃｃからのアクセル開度θｔｈを示す信号、スロットル開度センサ１４ａからの信号、過給圧センサＳＰｓａからの過給気圧Ｐｓａを示す信号、過給気温度センサＳＴｓａからの吸気温度Ｔｓａを示す信号、エアフローセンサＳＡｉｒからの新気量ＦＡｉｒをしめす信号、大気圧センサＳＰａｔからの大気圧Ｐａｔを示す信号、大気温度センサＳＴａｔからの大気温度Ｔａｔを示す信号等が吸気系に関係する信号として入力される。
なお、新気量ＦＡｉｒは、大気圧Ｐａｔ及び大気温度Ｔａｔで標準温度及び標準大気圧状態での新気量ＦＡｉｒの換算計算に用いられる。
なお、新気量ＦＡｉｒは、大気圧Ｐａｔ及び大気温度Ｔａｔで標準温度及び標準大気圧状態での新気量ＦＡｉｒの換算計算に用いられる。
主燃料供給系１１０の関係では、燃料温度センサＳＴｆからの燃料温度Ｔｆの信号と、コモンレール圧センサＳＰｃからのコモンレール圧Ｐｃの信号が入力される。ちなみに、燃料温度Ｔｆは後記するＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１（図４参照）において主燃料の噴射量を設定するときに燃料温度Ｔｆによる密度変化を考慮して噴射時間を設定する。
排気還流系１２０の関係では、ＥＧＲ弁リフトセンサ２４ａからのリフト量を示す信号が入力される。
ガス供給系１３０Ａの関係では、水素タンク圧センサＳＰＨｂからの水素タンク３４Ａの圧ＰＨｂを示す信号及びヘッダ圧センサＳＰｈｇからのヘッダ圧Ｐｇを示す信号が入力される。
排気還流系１２０の関係では、ＥＧＲ弁リフトセンサ２４ａからのリフト量を示す信号が入力される。
ガス供給系１３０Ａの関係では、水素タンク圧センサＳＰＨｂからの水素タンク３４Ａの圧ＰＨｂを示す信号及びヘッダ圧センサＳＰｈｇからのヘッダ圧Ｐｇを示す信号が入力される。
排気系の関係では、排気Ｏ２センサＳＯ２ｅｘからの排気酸素濃度を示す信号、ＶＧＴポジションセンサ２１ａからのベーン回動位置を示す信号、触媒コンバータ２２（図１参照）に配置されている排気温度センサＳＴｅｘ１，ＳＴｅｘ２からの排気温度Ｔｅｘ１，Ｔｅｘ２を示す信号、排気Ａ／ＦセンサＳＡ／Ｆｅｘからの触媒コンバータ２２通過後の排気中のＡ／Ｆ比を示す信号や、差圧センサＳΔＰから差圧ΔＰの信号が入力される。
なお、排気温度Ｔｅｘ１，Ｔｅｘ２、排気中のＡ／Ｆ比、及び差圧ΔＰの信号は、触媒コンバータ２２の排気浄化機能の監視及び制御に主に用いられるものであり、本発明の特徴には関係しない。
また、水温センサＳＴｗｊからの水温Ｔｗｊの信号も入力される。この信号は、エンジン１の起動直後の排気還流系１２０のＥＧＲクーラ２５の温度制御やインタークーラ１３の温度制御等に用いられる。
なお、排気温度Ｔｅｘ１，Ｔｅｘ２、排気中のＡ／Ｆ比、及び差圧ΔＰの信号は、触媒コンバータ２２の排気浄化機能の監視及び制御に主に用いられるものであり、本発明の特徴には関係しない。
また、水温センサＳＴｗｊからの水温Ｔｗｊの信号も入力される。この信号は、エンジン１の起動直後の排気還流系１２０のＥＧＲクーラ２５の温度制御やインタークーラ１３の温度制御等に用いられる。
ＣＰＵ２０２からは、前記した出力インタフェース２０７を介して、各種の駆動回路等への制御信号が出力される。
例えば、高圧供給ポンプ８への主燃料への流入量を制御する流量調整弁６９への制御信号、燃料インジェクタ５のアクチュエータ５ａを制御する燃料インジェクタ駆動回路３０１への制御信号、コモンレール６の圧力調整弁７２への制御信号、ガスインジェクタ３１のアクチュエータ３１ａを制御するガスインジェクタ駆動回路３０２への制御信号、ヘッダ管３２の圧力調整弁３３への制御信号、スロットル弁１４を駆動するスロットル弁駆動回路３０３への制御信号、ＥＧＲ弁２４を駆動するＥＧＲ弁駆動回路３０４への制御信号、ＶＧＴアクチュエータ２１を駆動制御するＶＧＴアクチュエータ駆動回路３０５への制御信号等である。
なお、図３中、破線枠で示した機能ブロックは第２の実施形態における追加の構成であり、詳細は第２の実施形態において説明する。
例えば、高圧供給ポンプ８への主燃料への流入量を制御する流量調整弁６９への制御信号、燃料インジェクタ５のアクチュエータ５ａを制御する燃料インジェクタ駆動回路３０１への制御信号、コモンレール６の圧力調整弁７２への制御信号、ガスインジェクタ３１のアクチュエータ３１ａを制御するガスインジェクタ駆動回路３０２への制御信号、ヘッダ管３２の圧力調整弁３３への制御信号、スロットル弁１４を駆動するスロットル弁駆動回路３０３への制御信号、ＥＧＲ弁２４を駆動するＥＧＲ弁駆動回路３０４への制御信号、ＶＧＴアクチュエータ２１を駆動制御するＶＧＴアクチュエータ駆動回路３０５への制御信号等である。
なお、図３中、破線枠で示した機能ブロックは第２の実施形態における追加の構成であり、詳細は第２の実施形態において説明する。
《エンジン制御についての説明》
次に、図４を参照しながらＥＣＵ５０Ａにおけるエンジン制御について説明する。
（制御の概要）
前記ＥＣＵ５０Ａにおけるエンジン制御の基本的な処理の概要は図４の機能ブロック図に示されており、アクセル開度θｔｈとエンジン回転速度Ｎｅにもとづいて要求トルクＴｒｑｓｏｌを算出し、基本となる主燃料の噴射量、主燃料の噴射時期及び予混合ガスの噴射量を決定するとともに、ＥＧＲ弁２４の作動によりＥＧＲ率を調整して、各気筒２のＡ／Ｆ比（空燃比）を均一かつ高精度に制御するようにしている。前記ＥＧＲ率は全排気量中の還流される排ガス量（ＥＧＲ量）の割合をいう（ＥＧＲ率＝ＥＧＲ量／全排気量）。
そして、筒圧センサＳＰｃｌからの信号により筒内圧Ｐｃｌの圧縮及び爆発行程における変化を取得して、実際の出力トルクと着火時期を算出する。次に、要求トルクＴｒｑｓｏｌと実際の出力トルクとの偏差を得て、実際の出力トルクが要求トルクＴｒｑｓｏｌと一致するように要求トルクを補正し、補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌにより、主燃料の噴射量、予混合ガスの噴射量及びＥＧＲ率を調整するとともに、規範着火時期と一致するように、主燃料の噴射時期を補正する。
次に、図４を参照しながらＥＣＵ５０Ａにおけるエンジン制御について説明する。
（制御の概要）
前記ＥＣＵ５０Ａにおけるエンジン制御の基本的な処理の概要は図４の機能ブロック図に示されており、アクセル開度θｔｈとエンジン回転速度Ｎｅにもとづいて要求トルクＴｒｑｓｏｌを算出し、基本となる主燃料の噴射量、主燃料の噴射時期及び予混合ガスの噴射量を決定するとともに、ＥＧＲ弁２４の作動によりＥＧＲ率を調整して、各気筒２のＡ／Ｆ比（空燃比）を均一かつ高精度に制御するようにしている。前記ＥＧＲ率は全排気量中の還流される排ガス量（ＥＧＲ量）の割合をいう（ＥＧＲ率＝ＥＧＲ量／全排気量）。
そして、筒圧センサＳＰｃｌからの信号により筒内圧Ｐｃｌの圧縮及び爆発行程における変化を取得して、実際の出力トルクと着火時期を算出する。次に、要求トルクＴｒｑｓｏｌと実際の出力トルクとの偏差を得て、実際の出力トルクが要求トルクＴｒｑｓｏｌと一致するように要求トルクを補正し、補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌにより、主燃料の噴射量、予混合ガスの噴射量及びＥＧＲ率を調整するとともに、規範着火時期と一致するように、主燃料の噴射時期を補正する。
具体的には、前記ＥＣＵ５０Ａには、アクセル開度θｔｈ及びエンジン回転速度Ｎｅの変化における、実験的に決定された最適な要求トルクＴｒｑｓｏｌを記録した二次元マップ５０１ａと、エンジン回転速度Ｎｅ、要求トルクＴｒｑｓｏｌ及び新気量（吸入空気量のことであり主燃料及び予混合ガスを含まない。以下、同じ。）ＦＡｉｒの変化における、実験的に決定された最適な目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌを記録した三次元マップ５０５ａ（図４では、補正後の要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌを用いるので「Ｔｒｑ＊ｓｏｌ」と表示）と、エンジン回転速度Ｎｅと要求トルクＴｒｑｓｏｌの変化における、実験的に決定された最適な目標空燃比Ａ／Ｆｓｏｌを記録した二次元マップ５０６ａとがそれぞれＲＯＭ２０３（図３参照）上に電子的に格納されている。
同様に、前記ＥＣＵ５０Ａには、エンジン回転速度Ｎｅ及び目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌの変化における、実験的に決定された最適な吸気絞り量ＴＨｓｏｌを記録した二次元マップ５１４ａと、エンジン回転速度Ｎｅ及び要求トルクＴｒｑｓｏｌ（具体的には、補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌ）の変化における、実験的に決定された最適なコモンレール圧Ｐｃｓｏｌを記録したコモンレール圧の二次元マップ５１２ａと、エンジン回転速度Ｎｅと要求トルクＴｒｑｓｏｌの変化における、実験的に決定された最適な目標過給圧力を記録した二次元マップ（図４では、補正後の要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌを用いる）５１６ａと、エンジン回転速度Ｎｅ及び要求トルクＴｒｑｓｏｌ（具体的には、補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌ）の変化における、実験的に決定された最適なヘッダ圧Ｐｇｓｏｌを記録したヘッダ圧の二次元マップ５３１ａと、エンジン回転速度Ｎｅ及び要求トルクＴｒｑｓｏｌ（具体的には、補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌ）の変化における、実験的に決定された最適な要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを記録した要求予混合ガス量の二次元マップ５３３ａと、がそれぞれＲＯＭ２０３（図３参照）上に電子的に格納されている。
（主燃料噴射制御）
先ず、主燃料噴射制御について図４を参照しながら説明する。
主燃料噴射制御では、先ず、アクセル開度センサＳＡｃｃにより検出されたアクセル開度θｔｈとクランク角センサＳａにより検出された信号からＥＣＵ５０ＡのＣＰＵ２０２でエンジン回転速度に変換されたエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、要求トルク演算部（要求トルク算出手段）５０１において、前記メモリ上の二次元マップ５０１ａを参照して要求トルクＴｒｑｓｏｌを算出する。
更に、この算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌを用いて、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部（規範瞬時トルク取得手段）５２１において、規範瞬時トルクパターン５２１ａを取得するとともに、規範瞬時トルク積算値取得部５２２において、規範瞬時トルク積算値５２２ａを取得する。
ここで、規範瞬時トルクパターン５２１ａとは、決定された要求トルクＴｒｑｓｏｌを実現するに当たって、エンジン回転速度Ｎｅと要求トルクＴｒｑｓｏｌの二次元マップとして爆発行程における上死点を基準に、所定の離散的なクランク角度毎のＰＣＣＩ燃焼時の最適な実瞬時トルクの変化を前もって実験的に決定され、前記ＲＯＭ２０３（図３参照）上に電子的に格納されているものであり、規範瞬時トルク積算値５２２ａも要求トルクＴｒｑｓｏｌを参照して、前記した規範瞬時トルクパターン５２１ａの積算値を前記ＲＯＭ２０３上に電子的に格納されている。
なお、この規範瞬時トルクパターン５２１ａには、規範着火時期の情報もクランク角度ベースで含まれている。
先ず、主燃料噴射制御について図４を参照しながら説明する。
主燃料噴射制御では、先ず、アクセル開度センサＳＡｃｃにより検出されたアクセル開度θｔｈとクランク角センサＳａにより検出された信号からＥＣＵ５０ＡのＣＰＵ２０２でエンジン回転速度に変換されたエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、要求トルク演算部（要求トルク算出手段）５０１において、前記メモリ上の二次元マップ５０１ａを参照して要求トルクＴｒｑｓｏｌを算出する。
更に、この算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌを用いて、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部（規範瞬時トルク取得手段）５２１において、規範瞬時トルクパターン５２１ａを取得するとともに、規範瞬時トルク積算値取得部５２２において、規範瞬時トルク積算値５２２ａを取得する。
ここで、規範瞬時トルクパターン５２１ａとは、決定された要求トルクＴｒｑｓｏｌを実現するに当たって、エンジン回転速度Ｎｅと要求トルクＴｒｑｓｏｌの二次元マップとして爆発行程における上死点を基準に、所定の離散的なクランク角度毎のＰＣＣＩ燃焼時の最適な実瞬時トルクの変化を前もって実験的に決定され、前記ＲＯＭ２０３（図３参照）上に電子的に格納されているものであり、規範瞬時トルク積算値５２２ａも要求トルクＴｒｑｓｏｌを参照して、前記した規範瞬時トルクパターン５２１ａの積算値を前記ＲＯＭ２０３上に電子的に格納されている。
なお、この規範瞬時トルクパターン５２１ａには、規範着火時期の情報もクランク角度ベースで含まれている。
各気筒の筒内圧の変化を爆発行程における上死点を基準に、所定の離散的なクランク角度毎にサンプリングして実トルクを算出する方法は、例えば、特開昭６３−６１１２９号公報に記載されており、公知の方法である。
なお、要求トルク演算部５０１において出力された要求トルクＴｒｑｓｏｌが後記する要求トルク補正部５０４において要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌに補正されないでそのまま主燃料噴射制御に用いられる制御の流れについて先ず説明する。
この要求トルクＴｒｑｓｏｌと、エアフローセンサＳＡｉｒによって計測された新気量ＦＡｉｒとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標主燃料噴射量演算部５０５において前記ＲＯＭ２０３上の三次元マップ５０５ａを参照して目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌを算出する。
そして、この目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌと後記する制御されたコモンレール圧Ｐｃｓｏｌとにもとづいて、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１において各燃料インジェクタ５の励磁時間〔噴射時期（供給時期）及び噴射時間（供給期間）〕を決定し、燃料インジェクタ駆動回路３０１（図３参照）に出力し、ＰＣＣＩ燃焼条件にもとづく噴射時期及び噴射時間を制御する。
ここでＰＣＣＩ燃焼条件にもとづく噴射時期及び噴射時間の制御とは、標準大気圧力に換算したとき、新気の吸気量に対して前記標準大気圧力に対して所定体積濃度の水素、例えば，４．４ｖｏｌ％の水素が添加された状態で、主燃料の噴射が完了した後で着火するように、それもＴＤＣ後に着火するように主燃料の噴射時期を制御することである。
なお、目標主燃料噴射量演算部５０５、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１、コモンレール圧演算部５１２、コモンレール圧制御部５１３は請求項に記載の「主燃料供給制御手段」を構成する。
この要求トルクＴｒｑｓｏｌと、エアフローセンサＳＡｉｒによって計測された新気量ＦＡｉｒとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標主燃料噴射量演算部５０５において前記ＲＯＭ２０３上の三次元マップ５０５ａを参照して目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌを算出する。
そして、この目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌと後記する制御されたコモンレール圧Ｐｃｓｏｌとにもとづいて、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１において各燃料インジェクタ５の励磁時間〔噴射時期（供給時期）及び噴射時間（供給期間）〕を決定し、燃料インジェクタ駆動回路３０１（図３参照）に出力し、ＰＣＣＩ燃焼条件にもとづく噴射時期及び噴射時間を制御する。
ここでＰＣＣＩ燃焼条件にもとづく噴射時期及び噴射時間の制御とは、標準大気圧力に換算したとき、新気の吸気量に対して前記標準大気圧力に対して所定体積濃度の水素、例えば，４．４ｖｏｌ％の水素が添加された状態で、主燃料の噴射が完了した後で着火するように、それもＴＤＣ後に着火するように主燃料の噴射時期を制御することである。
なお、目標主燃料噴射量演算部５０５、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１、コモンレール圧演算部５１２、コモンレール圧制御部５１３は請求項に記載の「主燃料供給制御手段」を構成する。
ちなみに、噴射時期は単に所定のクランク角度に固定されるものではなく、燃料噴射の終了する前に着火することが無いように、つまり、ＰＣＣＩ燃焼条件を維持するように、又、着火時期が燃費効率の良好なタイミングとなるクランク角度になるように、クランク角速度ωｃｒａｎｋ、つまり、エンジン回転速度Ｎｅに応じて、燃料噴射時期は制御される。その意味においてＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１は、基準の成分の主燃料又は基準のセタン価の値の主燃料に対して、規範となる噴射時期及び噴射時間を決定する。
ただし、燃料インジェクタ駆動回路３０１に出力される噴射時間と噴射時期の指令信号のうち噴射時期の指令信号については、後記する噴射時期補正部５３０を介して出力される。
ただし、燃料インジェクタ駆動回路３０１に出力される噴射時間と噴射時期の指令信号のうち噴射時期の指令信号については、後記する噴射時期補正部５３０を介して出力される。
（コモンレール圧制御）
また、ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、コモンレール圧演算部５１２においてコモンレール圧の二次元マップ５１２ａを参照して目標コモンレール圧Ｐｃｓｏｌを算出し、これを用いてコモンレール圧制御部５１３がコモンレール圧センサＳＰｃからの信号と比較して、圧力調整弁７２に制御信号を出力し、コモンレール圧Ｐｃを目標コモンレール圧Ｐｃｓｏｌになるように制御する。
また、ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、コモンレール圧演算部５１２においてコモンレール圧の二次元マップ５１２ａを参照して目標コモンレール圧Ｐｃｓｏｌを算出し、これを用いてコモンレール圧制御部５１３がコモンレール圧センサＳＰｃからの信号と比較して、圧力調整弁７２に制御信号を出力し、コモンレール圧Ｐｃを目標コモンレール圧Ｐｃｓｏｌになるように制御する。
（排気還流制御）
一方、要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標空燃比演算部５０６において、前記した二次元マップ５０６ａを参照して、ＮＯｘ及びスモークの両立を図るための目標空燃比Ａ／Ｆｓｏｌを算出する。そして、この目標空燃比Ａ／Ｆｓｏｌと前記目標主燃料噴射量演算部５０５において求められた目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌとを用いて、目標新気量演算部５０７において目標新気量ＦＡｓｏｌを算出し（ＦＡｓｏｌ＝Ｆｓｏｌ×Ａ／Ｆｓｏｌ）、この目標新気量ＦＡｓｏｌを目標として、新気量制御部５０８において新気量制御を行う。この新気量制御は、新気の供給量自体を直接調整するのではなく、排ガスの還流量を調整することによって新気量を変化させるというものである。つまり、新気の補正量を決定するのではなく、先ず、目標とする新気量ＦＡｓｏｌにもとづいて、新気量制御部５０８がＥＧＲ弁２４の基本動作量ＥＧＲｂａｓｅを決定し、これを更に新気量の偏差ＦＡｓｏｌ−ＦＡｉｒに応じてフィードバック補正して、ＥＧＲ弁２４の動作量ＥＧＲｓｏｌを決定し、その動作量ＥＧＲｓｏｌに対応するようにＥＧＲ弁制御部５０９がＥＧＲ弁駆動回路３０４（図３参照）に開度信号を出力する。ＥＧＲ弁駆動回路３０４は、ＥＧＲ弁２４のＥＧＲ弁リフトセンサ２４ａからの信号にもとづき、動作量ＥＧＲｓｏｌになるようにＥＧＲ弁２４の開度を制御する。
一方、要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標空燃比演算部５０６において、前記した二次元マップ５０６ａを参照して、ＮＯｘ及びスモークの両立を図るための目標空燃比Ａ／Ｆｓｏｌを算出する。そして、この目標空燃比Ａ／Ｆｓｏｌと前記目標主燃料噴射量演算部５０５において求められた目標主燃料噴射量Ｆｓｏｌとを用いて、目標新気量演算部５０７において目標新気量ＦＡｓｏｌを算出し（ＦＡｓｏｌ＝Ｆｓｏｌ×Ａ／Ｆｓｏｌ）、この目標新気量ＦＡｓｏｌを目標として、新気量制御部５０８において新気量制御を行う。この新気量制御は、新気の供給量自体を直接調整するのではなく、排ガスの還流量を調整することによって新気量を変化させるというものである。つまり、新気の補正量を決定するのではなく、先ず、目標とする新気量ＦＡｓｏｌにもとづいて、新気量制御部５０８がＥＧＲ弁２４の基本動作量ＥＧＲｂａｓｅを決定し、これを更に新気量の偏差ＦＡｓｏｌ−ＦＡｉｒに応じてフィードバック補正して、ＥＧＲ弁２４の動作量ＥＧＲｓｏｌを決定し、その動作量ＥＧＲｓｏｌに対応するようにＥＧＲ弁制御部５０９がＥＧＲ弁駆動回路３０４（図３参照）に開度信号を出力する。ＥＧＲ弁駆動回路３０４は、ＥＧＲ弁２４のＥＧＲ弁リフトセンサ２４ａからの信号にもとづき、動作量ＥＧＲｓｏｌになるようにＥＧＲ弁２４の開度を制御する。
（スロットル弁制御）
また、前記目標主燃料噴射量演算部５０５において得られた主燃料目標噴射量Ｆｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標吸気絞り量演算部５１４において二次元マップ５１４ａを参照して目標吸気絞り量ＴＨｓｏｌを算出し、これを用いて、スロットル弁制御部５１５においてスロットル開度センサ１４ａからの信号をフィードバック制御してスロットル弁１４の開度を制御する。
また、前記目標主燃料噴射量演算部５０５において得られた主燃料目標噴射量Ｆｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標吸気絞り量演算部５１４において二次元マップ５１４ａを参照して目標吸気絞り量ＴＨｓｏｌを算出し、これを用いて、スロットル弁制御部５１５においてスロットル開度センサ１４ａからの信号をフィードバック制御してスロットル弁１４の開度を制御する。
（ＶＧＴ制御）
さらに、ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標過給圧力演算部５１６において、前記した二次元マップ５１６ａを参照して目標過給圧力Ｂｏｏｓｔｓｏｌを算出する。そして、この目標過給圧力Ｂｏｏｓｔｓｏｌと過給圧センサＳＰｓａにより検出されたスロットル弁１４下流の吸気通路１０の過給気圧Ｐｓａとを用いて、過給圧力制御部５１７において、過給気圧Ｐｓａが目標過給圧力Ｂｏｏｓｔｓｏｌになるように、ターボ過給機１２のベーン回動位置ＶＧＴｓｏｌを算出し、ＶＧＴアクチュエータ駆動回路３０５（図３参照）に出力し、これを用いてＶＧＴポジションセンサ２１ａからの信号をフィードバックしてＶＧＴｓｏｌに一致するようにＶＧＴアクチュエータ２１を制御する。
さらに、ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、目標過給圧力演算部５１６において、前記した二次元マップ５１６ａを参照して目標過給圧力Ｂｏｏｓｔｓｏｌを算出する。そして、この目標過給圧力Ｂｏｏｓｔｓｏｌと過給圧センサＳＰｓａにより検出されたスロットル弁１４下流の吸気通路１０の過給気圧Ｐｓａとを用いて、過給圧力制御部５１７において、過給気圧Ｐｓａが目標過給圧力Ｂｏｏｓｔｓｏｌになるように、ターボ過給機１２のベーン回動位置ＶＧＴｓｏｌを算出し、ＶＧＴアクチュエータ駆動回路３０５（図３参照）に出力し、これを用いてＶＧＴポジションセンサ２１ａからの信号をフィードバックしてＶＧＴｓｏｌに一致するようにＶＧＴアクチュエータ２１を制御する。
ちなみに、ＥＧＲ量の制御の詳細については、例えば、特開２０００−１０４６２８号公報に記載されているのでここでは省略する。
（予混合ガスのヘッダ圧制御）
また、ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、ヘッダ圧演算部５３１において、ヘッダ圧の二次元マップ５３１ａを参照して目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌを算出し、これを用いてヘッダ圧制御部５３２がヘッダ圧センサＳＰｈｇからの信号と比較して、圧力調整弁３３に制御信号を出力し、ヘッダ圧Ｐｇを目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌになるように制御する。
また、ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、ヘッダ圧演算部５３１において、ヘッダ圧の二次元マップ５３１ａを参照して目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌを算出し、これを用いてヘッダ圧制御部５３２がヘッダ圧センサＳＰｈｇからの信号と比較して、圧力調整弁３３に制御信号を出力し、ヘッダ圧Ｐｇを目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌになるように制御する。
（予混合ガス噴射制御）
ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、要求予混合ガス演算部５３３において要求予混合ガス量の二次元マップ５３３ａを参照して要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを算出し、これと目標新気量演算部５０７において算出された目標新気量ＦＡｓｏｌとから、要求予混合ガス量補正部５３４Ａにおいて、標準大気圧換算で要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌに含まれる水素の体積濃度が標準大気圧換算した目標新気量ＦＡｓｏｌに対して、可燃限界比を超えているか否かチェックし、可燃限界比を超えていない場合は、超えるように要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌの値を補正して、予混合ガス噴射制御部５３５に出力する。予混合ガス噴射制御部５３５は、ヘッダ圧センサＳＰｈｇからヘッダ圧Ｐｇにもとづき、目求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌに対応する噴射時間を算出し、そのときのエンジン回転速度Ｎｅから、排気弁１７が完全に閉じ、吸気弁１６が開状態の噴射時間許容最大値Ｔｍａｘ（図５参照）を算出し、噴射時間が噴射時間許容最大値Ｔｍａｘ内であることを確認し、そうでない場合は、ヘッダ圧制御部５３２にヘッダ圧Ｐｇを増加させるように制御する。そして、予混合ガス噴射制御部５３５はガスインジェクタ駆動回路３０２に噴射時期と噴射時間の制御信号を出力し、ガスインジェクタ３１のアクチュエータ３１ａを駆動する。
ここで、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ａ、予混合ガス噴射制御部５３５が、請求項に記載の「ガス供給制御手段」を構成する。
ＥＣＵ５０Ａの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとを用いて、要求予混合ガス演算部５３３において要求予混合ガス量の二次元マップ５３３ａを参照して要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを算出し、これと目標新気量演算部５０７において算出された目標新気量ＦＡｓｏｌとから、要求予混合ガス量補正部５３４Ａにおいて、標準大気圧換算で要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌに含まれる水素の体積濃度が標準大気圧換算した目標新気量ＦＡｓｏｌに対して、可燃限界比を超えているか否かチェックし、可燃限界比を超えていない場合は、超えるように要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌの値を補正して、予混合ガス噴射制御部５３５に出力する。予混合ガス噴射制御部５３５は、ヘッダ圧センサＳＰｈｇからヘッダ圧Ｐｇにもとづき、目求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌに対応する噴射時間を算出し、そのときのエンジン回転速度Ｎｅから、排気弁１７が完全に閉じ、吸気弁１６が開状態の噴射時間許容最大値Ｔｍａｘ（図５参照）を算出し、噴射時間が噴射時間許容最大値Ｔｍａｘ内であることを確認し、そうでない場合は、ヘッダ圧制御部５３２にヘッダ圧Ｐｇを増加させるように制御する。そして、予混合ガス噴射制御部５３５はガスインジェクタ駆動回路３０２に噴射時期と噴射時間の制御信号を出力し、ガスインジェクタ３１のアクチュエータ３１ａを駆動する。
ここで、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ａ、予混合ガス噴射制御部５３５が、請求項に記載の「ガス供給制御手段」を構成する。
（実トルク算出による要求トルクＴｒｑｓｏｌの補正）
次に、本発明の特徴である実瞬時トルク取得部（実瞬時トルク取得手段）５２５、実瞬時トルク積算部５２６による実トルクの算出と、要求トルクＴｒｑｓｏｌの補正について説明する。
各気筒２に設けられた筒圧センサＳＰｃｌからの信号は、図３に示すようにチャージアンプで電圧信号に変換され、Ａ／Ｄ変換器４７に入力される。また、クランク角センサＳａからのパルス信号をパルスインクレメント回路４６で処理して所定のクランク角度に対応させた信号（以下クランク角度Ａｃｒａｎｋと称する）とし、カム角センサＳｂからのＴＤＣ信号とクランク角度Ａｃｒａｎｋをタイミング信号としてＡ／Ｄ変換器４７に入力し、各気筒２の上死点を基準に、圧縮行程及び爆発行程の上死点前後の所定のクランク角度毎の筒内圧Ｐｃｌをサンプリングする。このとき、Ａ／Ｄ変換器４７はデジタルフィルタ機能付きのＡ／Ｄ変換器でありフィルタ処理された結果を前記タイミング信号によりサンプリングする。そして、サンプリングされた筒内圧ＰｃｌをＣＰＵ２０２に入力する。これを取得する機能ブロックが、実瞬時トルク取得部５２５である。
次に、本発明の特徴である実瞬時トルク取得部（実瞬時トルク取得手段）５２５、実瞬時トルク積算部５２６による実トルクの算出と、要求トルクＴｒｑｓｏｌの補正について説明する。
各気筒２に設けられた筒圧センサＳＰｃｌからの信号は、図３に示すようにチャージアンプで電圧信号に変換され、Ａ／Ｄ変換器４７に入力される。また、クランク角センサＳａからのパルス信号をパルスインクレメント回路４６で処理して所定のクランク角度に対応させた信号（以下クランク角度Ａｃｒａｎｋと称する）とし、カム角センサＳｂからのＴＤＣ信号とクランク角度Ａｃｒａｎｋをタイミング信号としてＡ／Ｄ変換器４７に入力し、各気筒２の上死点を基準に、圧縮行程及び爆発行程の上死点前後の所定のクランク角度毎の筒内圧Ｐｃｌをサンプリングする。このとき、Ａ／Ｄ変換器４７はデジタルフィルタ機能付きのＡ／Ｄ変換器でありフィルタ処理された結果を前記タイミング信号によりサンプリングする。そして、サンプリングされた筒内圧ＰｃｌをＣＰＵ２０２に入力する。これを取得する機能ブロックが、実瞬時トルク取得部５２５である。
実瞬時トルク取得部５２５は、１つの気筒２に対する所定の個数の筒内圧Ｐｃｌを取得したら、実瞬時トルク積算部５２６にその所定の個数の筒内圧Ｐｃｌを出力し、実瞬時トルク積算部（実瞬時トルク積算手段）５２６において、その筒内圧Ｐｃｌを、クランク角度毎に異なる重み付けをして加算し、全気筒２が同じ気筒圧変化をすると仮定して、実トルクを算出する。この実瞬時トルク取得部５２５及び実瞬時トルク積算部５２６における実トルクの算出方法は前記した特開昭６３−６１１２９号公報に記載の公知の技術である。
実瞬時トルク積算部５２６において算出された実トルクは、減算部５２７に出力される。
なお、実瞬時トルクを積算したものと要求トルク演算部５０１で算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌとでは、算出方法に差があるので、微妙に差が発生する可能性があり、ここでは規範瞬時トルク積算値取得部５２２から得られた規範瞬時トルク積算値５２２ａと実瞬時トルク積算部５２６おいて算出された実トルクとの差分をとることにしている。
実瞬時トルク積算部５２６において算出された実トルクは、減算部５２７に出力される。
なお、実瞬時トルクを積算したものと要求トルク演算部５０１で算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌとでは、算出方法に差があるので、微妙に差が発生する可能性があり、ここでは規範瞬時トルク積算値取得部５２２から得られた規範瞬時トルク積算値５２２ａと実瞬時トルク積算部５２６おいて算出された実トルクとの差分をとることにしている。
減算部５２７では、前記した規範瞬時トルク積算値取得部５２２で取得したＰＣＣＩ燃焼条件における規範瞬時トルク積算値５２２ａと、実瞬時トルク積算部５２６からの実トルクとの差分であるトルク偏差を算出し、要求トルク補正部５０４に出力する。
要求トルク補正部（要求トルク補正手段）５０４は、前記トルク偏差にもとづいて要求トルク演算部５０１で算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌを補正し、要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌとし、目標主燃料噴射量演算部５０５、目標空燃比演算部５０６、コモンレール圧演算部５１２、目標過給圧力演算部５１６、ヘッダ圧演算部５３１、要求予混合ガス演算部５３３に出力し、それぞれにおいて、前記した要求トルクＴｒｑｓｏｌの代わりに要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌの値を用いて前記した各マップを参照する。
要求トルク補正部（要求トルク補正手段）５０４は、前記トルク偏差にもとづいて要求トルク演算部５０１で算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌを補正し、要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌとし、目標主燃料噴射量演算部５０５、目標空燃比演算部５０６、コモンレール圧演算部５１２、目標過給圧力演算部５１６、ヘッダ圧演算部５３１、要求予混合ガス演算部５３３に出力し、それぞれにおいて、前記した要求トルクＴｒｑｓｏｌの代わりに要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌの値を用いて前記した各マップを参照する。
（主燃料の噴射時期のフィードバック制御）
また、着火時期分析部５２８は、実瞬時トルク取得部５２５が取得した複数の筒内圧Ｐｃｌとそれぞれの対応するクランク角度Ａｃｒａｎｋから、着火時期のクランク角度Ａｅｘｐｌを算出し、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部５２１が取得した規範瞬時トルクパターン５２１ａ及び規範着火時期と比較し、着火時期の偏差をクランク角度ベースで算出し、噴射時期補正部５３０に出力する。
噴射時期補正部５３０は、着火時期の偏差をクランク角速度ωｃｒａｎｋにもとづいて時間偏差に換算し、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１から出力された噴射時期を補正して燃料インジェクタ駆動回路３０１に出力する。
また、着火時期分析部５２８は、実瞬時トルク取得部５２５が取得した複数の筒内圧Ｐｃｌとそれぞれの対応するクランク角度Ａｃｒａｎｋから、着火時期のクランク角度Ａｅｘｐｌを算出し、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部５２１が取得した規範瞬時トルクパターン５２１ａ及び規範着火時期と比較し、着火時期の偏差をクランク角度ベースで算出し、噴射時期補正部５３０に出力する。
噴射時期補正部５３０は、着火時期の偏差をクランク角速度ωｃｒａｎｋにもとづいて時間偏差に換算し、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１から出力された噴射時期を補正して燃料インジェクタ駆動回路３０１に出力する。
これにより、標準の成分の主燃料、又は特定のセタン価の値の主燃料においてＰＣＣＩ燃焼条件による噴射時期及び噴射時間が設定されている場合に、主燃料の成分の変化によるセタン価の変化が生じて、要求トルク演算部５０１で算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌに対する実トルクがずれている場合に、実瞬時トルク取得部５２５、実瞬時トルク積算部５２６、減算部５２７、要求トルク補正部５０４により、実トルクの算出を通じて、エンジン出力トルクのフィードバック制御ができることになる。
また、着火時期分析部５２８により着火したクランク角度が判定され、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部５２１から入力された規範瞬時トルクパターン５２１ａによる本来の目標着火時期との偏差が噴射時期補正部（主燃料供給時期補正手段）５３０に入力され、前記着火時期の偏差をクランク角速度ωｃｒａｎｋにもとづいて時間偏差に換算し、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１から噴射時期補正部５３０に入力された噴射時期を補正して、燃料インジェクタ駆動回路３０１に出力する。
この結果主燃料のセタン価が標準燃料のセタン価からずれた場合、例えば、セタン価が低下して着火時期が遅れ、エンジン１のトルク出力が要求トルクＴｒｑｓｏｌに対して偏差を生じた場合に、目標主燃料噴射量演算部５０５における主燃料噴射量Ｆｓｏｌを算出したり、ＥＧＲ量を算出したり、過吸気量を算出したり、要求予混合ガス量を算出したりするベースの要求トルクＴｒｑｓｏｌを、要求トルク補正部５０４で補正して要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌとして下流側に出力して出力トルクをフィードバック制御するとともに、噴射時期補正部５３０において、最適な噴射時期に補正するので、着火時期の遅れが解消され、本来の目標着火時期となり、出力トルクが回復され、要求トルク補正部５０４での補正量が小さくなる。
この結果主燃料のセタン価が標準燃料のセタン価からずれた場合、例えば、セタン価が低下して着火時期が遅れ、エンジン１のトルク出力が要求トルクＴｒｑｓｏｌに対して偏差を生じた場合に、目標主燃料噴射量演算部５０５における主燃料噴射量Ｆｓｏｌを算出したり、ＥＧＲ量を算出したり、過吸気量を算出したり、要求予混合ガス量を算出したりするベースの要求トルクＴｒｑｓｏｌを、要求トルク補正部５０４で補正して要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌとして下流側に出力して出力トルクをフィードバック制御するとともに、噴射時期補正部５３０において、最適な噴射時期に補正するので、着火時期の遅れが解消され、本来の目標着火時期となり、出力トルクが回復され、要求トルク補正部５０４での補正量が小さくなる。
このような制御は、燃料インジェクタ５の製造誤差等による燃料インジェクタ５間の噴射量の誤差、噴射時期の誤差のばらつきを考慮すると、全気筒２における爆発行程が一巡した次の爆発行程に対して、各気筒２の対応する規範瞬時トルク積算値５２２ａと実瞬時トルク積算値との偏差、目標着火時期と実着火時期との偏差を反映するように制御するのが理想的である。
しかし、燃料インジェクタ５の製造誤差等による燃料インジェクタ５間の噴射量の誤差、噴射時期の誤差のばらつきが小さい場合は、ある気筒２での実瞬時トルク積算値との偏差、目標着火時期と実着火時期との偏差を、次の爆発行程の気筒２に反映するように制御しても良い。
しかし、燃料インジェクタ５の製造誤差等による燃料インジェクタ５間の噴射量の誤差、噴射時期の誤差のばらつきが小さい場合は、ある気筒２での実瞬時トルク積算値との偏差、目標着火時期と実着火時期との偏差を、次の爆発行程の気筒２に反映するように制御しても良い。
（作用効果の説明）
次に、図６から本実施形態における筒圧センサＳＰｃｌからの筒内圧Ｐｃｌにもとづく着火時期制御の作用効果について説明する。
図６は、熱発生率に及ぼす主燃料のセタン価の影響を説明する図である。図６において、横軸はクランク角度を表わし、ＴＤＣ（Top Dead Center）を０°とし、マイナス側はＢＴＤＣ（Before Top Dead Center）を、プラス側はＡＤＴＣ（After Top Dead Center）を示す。縦軸は、熱発生率（Ｊ／ｄｅｇ．）を表わす。図６の（１）〜（３）で示した曲線は、エンジン回転速度Ｎｅが１５００ｒｐｍ、ＢＭＥＰ（Brake Mean Effective Pressure：正味平均有効圧力）が８９ｋＰａ、予混合ガスの水素濃度が４．４ｖｏｌ％、主燃料の噴射時期が曲線（Ａ）で示すＢＤＴＣ（Before Top Dead Center）−１３°の条件でエンジンの運転実験をした結果である。
ここで、正味平均有効圧力とは、実際にエンジンから得られる仕事（図示仕事から補機類、ピストンの運動抵抗などを差し引いて計算される仕事）を行程容積で割ったものであり、エンジンの燃焼効率を判断する目安の１つである。
次に、図６から本実施形態における筒圧センサＳＰｃｌからの筒内圧Ｐｃｌにもとづく着火時期制御の作用効果について説明する。
図６は、熱発生率に及ぼす主燃料のセタン価の影響を説明する図である。図６において、横軸はクランク角度を表わし、ＴＤＣ（Top Dead Center）を０°とし、マイナス側はＢＴＤＣ（Before Top Dead Center）を、プラス側はＡＤＴＣ（After Top Dead Center）を示す。縦軸は、熱発生率（Ｊ／ｄｅｇ．）を表わす。図６の（１）〜（３）で示した曲線は、エンジン回転速度Ｎｅが１５００ｒｐｍ、ＢＭＥＰ（Brake Mean Effective Pressure：正味平均有効圧力）が８９ｋＰａ、予混合ガスの水素濃度が４．４ｖｏｌ％、主燃料の噴射時期が曲線（Ａ）で示すＢＤＴＣ（Before Top Dead Center）−１３°の条件でエンジンの運転実験をした結果である。
ここで、正味平均有効圧力とは、実際にエンジンから得られる仕事（図示仕事から補機類、ピストンの運動抵抗などを差し引いて計算される仕事）を行程容積で割ったものであり、エンジンの燃焼効率を判断する目安の１つである。
図６に示すように主燃料噴射の噴射が終了してから主燃料の着火が生じているのが分かるが、セタン価が５６．９の曲線（１）に対して、セタン価が４５．０の曲線（２）、セタン価が４０．９の曲線（３）では、セタン価が小さくなる程熱発生率が最大になるクランク角度が遅延し、着火時期が遅くなる。主燃料噴射時期からのそれぞれの着火遅れは、曲線（１）では１５°、曲線（２）では１８°、曲線（３）では２０°となっている。
ここで、水素の可燃限界空燃比が４％以上の４．４体積％の水素を吸気に添加した場合に、主燃料噴射により発生した静電気やプラズマ等により、水素が主燃料よりも先に着火し、また、水素の火炎伝播速度がメタンの炭化水素ガス等よりも極めて速いので、燃焼室４（図１参照）内に急速に火炎が広がり、主燃料が燃焼を始めることにより、安定なＰＣＣＩ燃焼が生じると考えられる。
図７は、熱発生率に及ぼす主燃料の噴射時期の影響を説明する図である。図７も図６と同様に、横軸はクランク角度（ｄｅｇ．）を表わし、縦軸は、熱発生率（Ｊ／ｄｅｇ．）を表わす。図７の（１）〜（５）で示した曲線は、エンジン回転速度Ｎｅが１５００ｒｐｍ、ＢＭＥＰが４１２ｋＰａ、予混合ガスの水素濃度が４．４ｖｏｌ％の条件である。
曲線（１）は主燃料のセタン価５６．９で、主燃料の噴射時期がＢＤＴＣ−１３°（曲線（Ａ））、曲線（２）〜（５）は主燃料のセタン価４０．９で、主燃料の噴射時期がそれぞれＢＤＴＣ−１３°（曲線（Ｂ））、ＢＤＴＣ−１６°（曲線（Ｃ））、ＢＤＴＣ−１９°（曲線（Ｄ））、ＢＤＴＣ−２２°（曲線（Ｅ））の場合である。
曲線（１）は主燃料のセタン価５６．９で、主燃料の噴射時期がＢＤＴＣ−１３°（曲線（Ａ））、曲線（２）〜（５）は主燃料のセタン価４０．９で、主燃料の噴射時期がそれぞれＢＤＴＣ−１３°（曲線（Ｂ））、ＢＤＴＣ−１６°（曲線（Ｃ））、ＢＤＴＣ−１９°（曲線（Ｄ））、ＢＤＴＣ−２２°（曲線（Ｅ））の場合である。
図７に示すように主燃料のセタン価が５６．９よりも小さい４０．９の場合でも、主燃料噴射時期を進角させることにより、熱発生率が最大となるクランク角度を進角させることができ、セタン価が５６．９の場合と略同じクランク角度で、燃料噴射が終了してから着火させることができ、出力トルクが改善できる。
図８は、図７と同じエンジンの運転条件で熱発生率に及ぼす主燃料のセタン価と噴射時期の影響を説明する図である。図８も図６と同様に、横軸はクランク角度（ｄｅｇ．）を表わし、縦軸は、熱発生率（Ｊ／ｄｅｇ．）を表わす。
曲線（１）〜（３）は主燃料のセタン価がそれぞれ５６．９，４５．０，４０．９で、主燃料の噴射時期がＢＤＴＣ−１３°の場合である。
曲線（４）は、本実施形態において、セタン価５６．９の主燃料を基準の燃料とし、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１における主燃料の噴射時期をＢＤＴＣ−１３°とした場合に、基準の主燃料のセタン価５６．９と異なるセタン価４０．９の主燃料が用いられときの、ＥＣＵ５０Ａによる制御の結果を示す曲線である。
曲線（１）〜（３）は主燃料のセタン価がそれぞれ５６．９，４５．０，４０．９で、主燃料の噴射時期がＢＤＴＣ−１３°の場合である。
曲線（４）は、本実施形態において、セタン価５６．９の主燃料を基準の燃料とし、ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１における主燃料の噴射時期をＢＤＴＣ−１３°とした場合に、基準の主燃料のセタン価５６．９と異なるセタン価４０．９の主燃料が用いられときの、ＥＣＵ５０Ａによる制御の結果を示す曲線である。
ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部５２１が取得する規範瞬時トルクパターン５２１ａは、曲線（１）に対応する所定の離散的なクランク角度における規範の筒内圧の変化である。それに対し、実瞬時トルク取得部５２５で取得した筒内圧Ｐｃｌの変化は、曲線（３）に対応する規範瞬時トルクパターン５２１ａと同じ所定の離散的なクランク角度における筒内圧Ｐｃｌの変化である。
着火時期分析部５２８は、規範瞬時トルクパターン５２１ａと実瞬時トルク取得部５２５で取得した筒内圧Ｐｃｌの変化から、着火時期の偏差を算出して、噴射時期補正部５３０に出力する。そして、次回のＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１からの噴射時期の指令信号に対し、噴射時期補正部５３０からの着火時期の偏差をクランク角速度ωｃｒａｎｋにもとづいて、時間偏差に変換したもので補正して燃料インジェクタ駆動回路３０１に出力する。
着火時期分析部５２８は、規範瞬時トルクパターン５２１ａと実瞬時トルク取得部５２５で取得した筒内圧Ｐｃｌの変化から、着火時期の偏差を算出して、噴射時期補正部５３０に出力する。そして、次回のＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部５１１からの噴射時期の指令信号に対し、噴射時期補正部５３０からの着火時期の偏差をクランク角速度ωｃｒａｎｋにもとづいて、時間偏差に変換したもので補正して燃料インジェクタ駆動回路３０１に出力する。
図８に示すように主燃料のセタン価が５６．９よりも小さい４０．９の場合でも、主燃料噴射時期を進角させる補正制御が働くことにより、熱発生率が最大となるクランク角度を進角させることができ、セタン価が５６．９の場合と略同じクランク角度で、燃料噴射が終了してから着火させることができ、出力トルクが改善できる。
また、規範瞬時トルク積算値取得部５２２が取得した規範瞬時トルク積算値５２２ａよりも実瞬時トルク積算部５２６において算出した積算値の方が小さい場合は、要求トルク補正部５０４において補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌは増大され、逆に、大きい場合は、要求トルク補正部５０４において補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌは減少され、目標主燃料噴射量演算部５０５において最終的に主燃料の噴射量が増加又は減少され、要求トルク演算部５０１で算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌと実瞬時トルク積算部５２６において算出した積算値による実トルクが一致するように制御されるので、基準の燃料と異なるセタン価の場合でも、要求トルクＴｒｑｓｏｌが達成される。
また、規範瞬時トルク積算値取得部５２２が取得した規範瞬時トルク積算値５２２ａよりも実瞬時トルク積算部５２６において算出した積算値の方が小さい場合は、要求トルク補正部５０４において補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌは増大され、逆に、大きい場合は、要求トルク補正部５０４において補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌは減少され、目標主燃料噴射量演算部５０５において最終的に主燃料の噴射量が増加又は減少され、要求トルク演算部５０１で算出された要求トルクＴｒｑｓｏｌと実瞬時トルク積算部５２６において算出した積算値による実トルクが一致するように制御されるので、基準の燃料と異なるセタン価の場合でも、要求トルクＴｒｑｓｏｌが達成される。
したがって、図８に示すように水素添加によるＰＣＣＩ燃焼条件が、セタン価のばらつきに対しても、筒内圧Ｐｃｌにもとづく主燃料の噴射時期の制御、噴射量の制御により適切に維持される。
図示は省略するが、主燃料のセタン価のばらつきだけではなく、同様に大量のＥＧＲ率によるＮＯｘの低減策を採用する場合の、ＥＧＲ量の制御誤差等による主燃料の着火時期のばらつき、吸気に添加する水素量のばらつきによる主燃料の着火時期のばらつきも生じる。
これらによる主燃料の着火時期のばらつきを全て、筒圧センサＳＰｃｌからの筒内圧Ｐｃｌにもとづいて、要求トルクＴｒｑｓｏｌの補正を通じた、主燃料の噴射量の補正、ＥＧＲ量の補正、過給気圧の補正、予混合ガス噴射量の補正、並びに着火時期の偏差の算出を介した主燃料の噴射時期の補正により、主燃料の着火時期のばらつきを抑制できる。
図示は省略するが、主燃料のセタン価のばらつきだけではなく、同様に大量のＥＧＲ率によるＮＯｘの低減策を採用する場合の、ＥＧＲ量の制御誤差等による主燃料の着火時期のばらつき、吸気に添加する水素量のばらつきによる主燃料の着火時期のばらつきも生じる。
これらによる主燃料の着火時期のばらつきを全て、筒圧センサＳＰｃｌからの筒内圧Ｐｃｌにもとづいて、要求トルクＴｒｑｓｏｌの補正を通じた、主燃料の噴射量の補正、ＥＧＲ量の補正、過給気圧の補正、予混合ガス噴射量の補正、並びに着火時期の偏差の算出を介した主燃料の噴射時期の補正により、主燃料の着火時期のばらつきを抑制できる。
次に、図９、図１０を参照しながら、本実施形態の効果を説明する。
図９は、比較例と本実施形態におけるセタン価に対する図示平均有効圧（ＩＭＥＰ：Indicate Mean Effective Pressure）の変動分布（Ｃ．Ｏ．Ｖ．：Coefficient of Variation）の差を説明する図である。図９において、横軸はセタン価を、縦軸はＣ．Ｏ．Ｖ．ＩＭＥＰである。
図１０は、比較例と本実施形態におけるセタン価に対する正味燃料消費率（ＢＳＦＣ:Break Specific Fuel Consumption）の差を説明する図である。図１０において、横軸はセタン価を、縦軸は正味燃料消費率である。
図９は、比較例と本実施形態におけるセタン価に対する図示平均有効圧（ＩＭＥＰ：Indicate Mean Effective Pressure）の変動分布（Ｃ．Ｏ．Ｖ．：Coefficient of Variation）の差を説明する図である。図９において、横軸はセタン価を、縦軸はＣ．Ｏ．Ｖ．ＩＭＥＰである。
図１０は、比較例と本実施形態におけるセタン価に対する正味燃料消費率（ＢＳＦＣ:Break Specific Fuel Consumption）の差を説明する図である。図１０において、横軸はセタン価を、縦軸は正味燃料消費率である。
ここで、「図示平均有効圧」とは、エンジンの１サイクルで燃焼ガスがピストンになす仕事を行程容積で割ったものであり、「正味燃料消費率」とは、単位仕事量（ｋＷ／ｈ）当たりの燃料消費量である。
エンジンの運転条件は、エンジン回転速度Ｎｅが１５００ｒｐｍ、ＢＭＥＰが４１２ｋＰａ、予混合ガスの水素濃度が４．４ｖｏｌ％の条件である。
図９、図１０において白の四角でプロットした曲線（「ＰＣＣＩ（比較例）」）で示す比較例は、水素添加をし、クランク角速度ωｃｒａｎｋで一意に決まるＰＣＣＩ燃焼条件の主燃料の噴射時期とした場合であり、主燃料のセタン価が変化してＰＣＣＩ燃焼条件の最適な着火時期からのずれが生じても、主燃料の噴射時期を変えるように制御しないケースである。これに対し、黒の四角でプロットした曲線（「ＰＣＣＩ+筒内圧制御（実施形態）」）で示す本実施形態の場合は、主燃料のセタン価が変化してＰＣＣＩ燃焼条件の最適な着火時期からのずれが生じたとき、燃料噴射時期を変えて最適な着火時期になるようにフィードバック制御し、また、要求トルクＴｒｑｓｏｌと実トルクとの間に偏差があった場合に、その偏差を０とするように主燃料の噴射量を補正するフィードバック制御を行うケースである。
エンジンの運転条件は、エンジン回転速度Ｎｅが１５００ｒｐｍ、ＢＭＥＰが４１２ｋＰａ、予混合ガスの水素濃度が４．４ｖｏｌ％の条件である。
図９、図１０において白の四角でプロットした曲線（「ＰＣＣＩ（比較例）」）で示す比較例は、水素添加をし、クランク角速度ωｃｒａｎｋで一意に決まるＰＣＣＩ燃焼条件の主燃料の噴射時期とした場合であり、主燃料のセタン価が変化してＰＣＣＩ燃焼条件の最適な着火時期からのずれが生じても、主燃料の噴射時期を変えるように制御しないケースである。これに対し、黒の四角でプロットした曲線（「ＰＣＣＩ+筒内圧制御（実施形態）」）で示す本実施形態の場合は、主燃料のセタン価が変化してＰＣＣＩ燃焼条件の最適な着火時期からのずれが生じたとき、燃料噴射時期を変えて最適な着火時期になるようにフィードバック制御し、また、要求トルクＴｒｑｓｏｌと実トルクとの間に偏差があった場合に、その偏差を０とするように主燃料の噴射量を補正するフィードバック制御を行うケースである。
図９に示すように比較例では、セタン価が５６．９から減少して、４５．０当たりから４０．９になるとＣ．Ｏ．Ｖ．ＩＭＥＰが急激に増大し、約１８％にもなるのに対し、本実施形態では、セタン価が５６．９から４０．９に減少してもＣ．Ｏ．Ｖ．ＩＭＥＰは、緩やかに１％から約３．５％に増加する程度で、極めて平坦である。
これは、本実施形態によれば、エンジン１から得られる仕事のサイクル間での変動が小さいことを意味し、エンジン出力トルクの脈動が小さいことを意味する。それはエンジン振動やエンジン騒音の低下につながる。
これは、本実施形態によれば、エンジン１から得られる仕事のサイクル間での変動が小さいことを意味し、エンジン出力トルクの脈動が小さいことを意味する。それはエンジン振動やエンジン騒音の低下につながる。
図１０に示すように比較例では、セタン価が５６．９から減少して、４５．０当たりから４０．９になると正味燃料消費率が急激に増大し、３００ｇ／ｋＷ/ｈ弱から約４２０ｇ／ｋＷ/ｈに急激に増大するのに対し、本実施形態では、セタン価が４５．０から４０．９に減少しても正味燃料消費率は、約４０ｇ／ｋＷ/ｈ程度増加する程度で、極めて平坦である。
これは、本実施形態によれば、筒内圧を検出して着火時期が実トルクとして有効に作用するクランク角度に維持するように制御できるためである。
これは、本実施形態によれば、筒内圧を検出して着火時期が実トルクとして有効に作用するクランク角度に維持するように制御できるためである。
以上、本実施形態によれば、主燃料のセタン価が実際のディーゼルエンジンで使用される４０〜６０の範囲内で変化しても、水素添加のＰＣＣＩ燃焼条件を維持することができ、排気ガス規制をクリアでき、かつ、セタン価の低下による正味燃料消費率（ｇ／ｋＷ・ｈ）の増加を抑制できる。また、水素添加量のばらつきやＥＧＲ量のばらつきによる主燃料の着火時期のばらつき対しても同様に作用する
図１１は、本実施形態及び比較例に係るエンジン回転速度とエンジントルクに対するＰＣＣＩ燃焼が可能な領域を比較した図である。図１１において破線は比較例のＰＣＣＩ燃焼可能な領域を示し、実線は本実施形態のＰＣＣＩ燃焼可能領域を示し、一点鎖線は通常の運転において要求されるＰＣＣＩ燃焼領域を示す。
従来の予めエンジン回転速度Ｎｅと要求トルクの二次元マップに記憶された燃料噴射時期の制御にのみよる水素添加なしのＰＣＣＩ燃焼制御の比較例では、中高負荷運転領域において燃焼が急激になりエンジン１の騒音や振動が大きくなるため、図１１に示すように、そのＰＣＣＩ燃焼可能な領域が低負荷運転領域に限定されてしまう。これに対して、本実施形態では、吸気に水素を添加することと合わせて主燃料をＢＴＤＣ噴射することにより、着火遅れを制御可能とし（図７及び図８参照）、主燃料のセタン価のばらつきによる着火時期のずれをフィードバック制御して実トルク上好ましいクランク角度に維持し、熱効率を維持する（図１０参照）。また、セタン価の変化に対し、Ｃ．Ｏ．Ｖ．ＩＭＥＰＣＯを低値で平坦に維持できるので、触媒コンバータ２２に対する負荷の変動が小さくなるので、ＮＯｘ排出量及びＴＨＣ排出量を低減できる。
このように、吸気への水素添加と主燃料のＢＴＤＣ噴射に、更に、筒内圧Ｐｃｌにもとづく、要求トルクＴｒｑｓｏｌのフィードバック補正と、主燃料の噴射時期のフィードバック補正とを組み合わせることにより、図１１に示すように常用運転領域を含む中高負荷運転領域まで、セタン価の変化に対して実用的なＰＣＣＩ燃焼が可能となる。
このように、吸気への水素添加と主燃料のＢＴＤＣ噴射に、更に、筒内圧Ｐｃｌにもとづく、要求トルクＴｒｑｓｏｌのフィードバック補正と、主燃料の噴射時期のフィードバック補正とを組み合わせることにより、図１１に示すように常用運転領域を含む中高負荷運転領域まで、セタン価の変化に対して実用的なＰＣＣＩ燃焼が可能となる。
なお、本実施形態の説明における標準の主燃料のセタン価を５６．９とし、水素添加のＰＣＣＩ燃焼条件における規範の着火時期をＢＴＤＣ−２°としたが、これに限定されるものではなく、もう少し遅らせてＡＴＤＣ＋２°程度にし、図６における熱発生率（Ｊ／ｄｅｇ．）のピーク値をもう少し下げてより緩やかなピーク形状としても良い。
また、本実施形態によれば、ヘッダ管３２及びガス供給配管７６の合計容量を制限している上、ヘッダ圧Ｐｇを制御する圧力調整弁３３を水素タンク３４Ａの下流に設けてあるので、ヘッダ管３２及びガス供給配管７６の圧力がエンジン回転速度Ｎｅに応じて可変になり、予混合ガス噴射時間Ｔｉを、噴射時間許容最大値Ｔｍａｘを越えない範囲で、過小な予混合ガス噴射時間とすることなくエンジン回転速度Ｎｅ応じた狭いＴｉ予混合ガス噴射時間の変動で設定可能とできる。その結果、エンジン回転速度Ｎｅの変動に対して予混合ガス供給の応答性が極めて良好になる。
《第２の実施形態》
次に、図１２、図１３を参照して本発明の第２の実施形態に係わるエンジン制御装置の概要について説明する。図１２は、本実施形態のエンジン制御装置の概略機能構成図であり、図１３は、エンジン制御電子制御ユニット(ＥＣＵ)の機能ブロック構成図である。
本実施形態におけるエンジン制御装置１００Ｂが、第１の実施形態におけるエンジン制御装置１００Ａと異なる点は、ガス供給系１３０Ａがガス供給系（ガス供給手段）１３０Ｂに置き換わった点であり、そのためにＥＣＵ５０ＡがＥＣＵ５０Ｂに変っている。
第１の実施形態と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
次に、図１２、図１３を参照して本発明の第２の実施形態に係わるエンジン制御装置の概要について説明する。図１２は、本実施形態のエンジン制御装置の概略機能構成図であり、図１３は、エンジン制御電子制御ユニット(ＥＣＵ)の機能ブロック構成図である。
本実施形態におけるエンジン制御装置１００Ｂが、第１の実施形態におけるエンジン制御装置１００Ａと異なる点は、ガス供給系１３０Ａがガス供給系（ガス供給手段）１３０Ｂに置き換わった点であり、そのためにＥＣＵ５０ＡがＥＣＵ５０Ｂに変っている。
第１の実施形態と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
ガス供給系１３０Ｂは、主に、図示省略の低圧ポンプで燃料タンク４２から供給された主燃料を改質して水素又は水素を含む改質ガス（以下、「水素又は水素を含む改質ガス」を予混合ガスと称する）を生成する燃料改質器（ガス生成手段）３７と、予混合ガスを圧縮するガス圧縮機３６と、圧縮された予混合ガスを蓄圧状態に貯留する水素タンク（蓄圧タンク）３４Ｂと、圧力調整弁（予混合ガス圧力調整弁）３３とヘッダ管３２と、ガス供給配管７６と、予混合ガスを各気筒２に噴射するガスインジェクタ（ガス噴射弁）３１とを含んで構成されている。
燃料改質器３７は、改質触媒を備え、空気、酸素富化空気、窒素富化空気、酸素、窒素、二酸化炭素、又は水蒸気の雰囲気下で、図示省略の低圧ポンプにより供給された主燃料を改質し、予混合ガスを生成し、この予混合ガスをガス圧縮機３６に供給する。
ここで、改質触媒における改質反応は、例えば、水蒸気改質法、部分酸化法、炭酸ガス改質法、並びに、水蒸気改質法及び部分酸化法を組み合わせたオートサーマル法よりなる中から選ばれた１種の反応である。
ここで、改質触媒における改質反応は、例えば、水蒸気改質法、部分酸化法、炭酸ガス改質法、並びに、水蒸気改質法及び部分酸化法を組み合わせたオートサーマル法よりなる中から選ばれた１種の反応である。
燃料改質器３７の予混合ガス（改質ガス）生成の出力レベル及びガス圧縮機３６の出力は、ＥＣＵ５０Ｂに制御されて水素タンク３４Ｂの圧力ＰＨｂが、例えば、エンジン回転速度Ｎｅ及び前記した要求トルクＴｒｑｓｏｌに応じて予め設定された所定圧力になるように制御される。
ガス圧縮機３６で昇圧された予混合ガスは、水素タンク３４Ｂに貯留され、水素タンク３４Ｂの下流側に配置された圧力調整弁（予混合ガス圧力調整弁）３３を経由してヘッダ管３２に至り、ヘッダ管３２から各気筒２に分岐するガス供給配管７６により前記ガスインジェクタ３１に供給される。
水素タンク３４Ｂに貯められた予混合ガスは、ＥＣＵ５０Ｂに制御される圧力調整弁３３により、ヘッダ管３２に設けられたヘッダ圧センサ（予混合ガス圧力センサ）ＳＰｈｇの信号にもとづいて所定の噴射圧力に減圧してから、ヘッダ管３２から各気筒２に分岐するガス供給配管７６を経由し、各気筒２の吸気ポート近くに配置されたガスインジェクタ３１の図示しない噴射孔から吸気中に噴射される。
ガス圧縮機３６で昇圧された予混合ガスは、水素タンク３４Ｂに貯留され、水素タンク３４Ｂの下流側に配置された圧力調整弁（予混合ガス圧力調整弁）３３を経由してヘッダ管３２に至り、ヘッダ管３２から各気筒２に分岐するガス供給配管７６により前記ガスインジェクタ３１に供給される。
水素タンク３４Ｂに貯められた予混合ガスは、ＥＣＵ５０Ｂに制御される圧力調整弁３３により、ヘッダ管３２に設けられたヘッダ圧センサ（予混合ガス圧力センサ）ＳＰｈｇの信号にもとづいて所定の噴射圧力に減圧してから、ヘッダ管３２から各気筒２に分岐するガス供給配管７６を経由し、各気筒２の吸気ポート近くに配置されたガスインジェクタ３１の図示しない噴射孔から吸気中に噴射される。
ガス供給系（ガス供給手段）１３０Ｂには、水素タンク３４Ｂの圧力ＰＨｂを検出する水素タンク圧センサＳＰＨｂ（図１２参照）、前記ヘッダ管３２の圧力（予混合ガス圧）ＰＰｇを検出するヘッダ圧センサ（予混合ガス圧力センサ）ＳＰｈｇ（図１２参照）、ヘッダ管３２の水素濃度ｖＨを検出する水素濃度センサ（水素ガスセンサ）ＳＨ（図１２参照）が設けられ、それらの電気信号がＥＣＵ５０Ｂに入力されている。
図示しない低圧ポンプは、例えば、燃料タンク４２内に燃料フィルタ４３Ａ，４３Ｂ(図１２では別体に表示してあるが、実際には一つのものである)とともに組み込まれ、燃料タンク４２から吸込み管６２Ａ，６２Ｂ(図１２では別体に表示してあるが、実際は１本の共通管である)により主燃料を吸引し、途中で分岐して高圧供給ポンプ８の吸い込み側及び燃料改質器３７に主燃料を供給する。
燃料改質器３７には図示省略の流量調整弁が内蔵され、ＥＣＵ５０Ｂに制御され、過剰な主燃料は戻り管６５Ｂで燃料タンク４２に戻され、燃料改質器３７に供給する主燃料の流量を制御する。
水タンク３８内にフィルタ４３Ｃとともに図示省略の給水ポンプ及びモータが組み込まれ、水タンク３８から吸込み管６２Ｃにより純水を吸引し、燃料改質器３７の純水入口ポートに純水を供給する。
燃料改質器３７の純水入口ポートには、図示省略の流量調整弁配置されており、ＥＣＵ５０Ｂに制御され、過剰な純水は戻り管６５Ｃで水タンク３８に戻され、燃料改質器３７に供給する純水の流量を制御する。
なお、前記した燃料改質器３７の主燃料及び純水の図示省略の流量調整弁は、ＥＣＵ５０Ｂに制御される燃料改質器３７における改質ガス（予混合ガス）の単位時間当たりの生成量（出力レベル）に見合うように協調制御される。
水タンク３８内にフィルタ４３Ｃとともに図示省略の給水ポンプ及びモータが組み込まれ、水タンク３８から吸込み管６２Ｃにより純水を吸引し、燃料改質器３７の純水入口ポートに純水を供給する。
燃料改質器３７の純水入口ポートには、図示省略の流量調整弁配置されており、ＥＣＵ５０Ｂに制御され、過剰な純水は戻り管６５Ｃで水タンク３８に戻され、燃料改質器３７に供給する純水の流量を制御する。
なお、前記した燃料改質器３７の主燃料及び純水の図示省略の流量調整弁は、ＥＣＵ５０Ｂに制御される燃料改質器３７における改質ガス（予混合ガス）の単位時間当たりの生成量（出力レベル）に見合うように協調制御される。
燃料改質器３７では、供給された純水を加熱して蒸気を生成し、供給された主燃料を水蒸気雰囲気下で触媒反応により水素を含む改質ガスに分解する。このような、改質ガスの生成方法を水蒸気改質法と称し、公知の方法である。
燃料改質器３７で生成された改質ガスは予混合ガスとして、ガス圧縮機３６で昇圧されて逆止弁３５を経由して水素タンク３４Ｂに供給される。水素タンク３４Ｂには水素タンク圧ＰＨｂを検出する水素タンク圧センサＳＰＨｂが設けられ、その検出圧信号はＥＣＵ５０Ｂに出力され、ＥＣＵ５０Ｂが、燃料改質器３７とガス圧縮機３６の運転レベルを制御して水素タンク３４Ｂの圧力を、車両の運転状態、例えば、エンジン回転速度Ｎｅや、アクセル開度θｔｈに応じて、所定の目標圧力に制御する。
また、水素タンク３４Ｂから各気筒２のガスインジェクタ３１へは、圧力調整弁３３を介して、水素タンク圧ＰＨｂから減圧して、ヘッダ管３２に供給され、このヘッダ管３２から分岐したガス供給配管７６が接続し、水素タンク３４Ｂに蓄圧状態で貯留された予混合ガスをガスインジェクタ３１に供給する。
ヘッダ管３２には、実質的にガスインジェクタ３１の噴射圧であるヘッダ圧Ｐｇを検出する圧力センサＳＰＨｇと、予混合ガス中の水素濃度ｖＨを検出する水素濃度センサＳＨが設けられている。
《ガス供給系の制御構成の説明》
次に、図１３を参照しながらＥＣＵ５０Ｂにおけるガス供給系１３０Ｂに係る制御機能ブロックについて説明する。第１の実施形態と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
第１の実施形態では、ガス供給系１３０Ａの制御機能ブロックとして、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ａ、予混合ガス噴射制御部５３５を含んでいたが、本実施形態におけるガス供給系１３０Ｂの制御機能ブロックとして、タンク圧制御部５３６、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ｂ、予混合ガス噴射制御部５３５、燃料改質器制御部５３８を含んでいる。
次に、図１３を参照しながらＥＣＵ５０Ｂにおけるガス供給系１３０Ｂに係る制御機能ブロックについて説明する。第１の実施形態と同じ構成については同じ符号を付し、重複する説明を省略する。
第１の実施形態では、ガス供給系１３０Ａの制御機能ブロックとして、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ａ、予混合ガス噴射制御部５３５を含んでいたが、本実施形態におけるガス供給系１３０Ｂの制御機能ブロックとして、タンク圧制御部５３６、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ｂ、予混合ガス噴射制御部５３５、燃料改質器制御部５３８を含んでいる。
そしてタンク圧制御部５３６は、図３に破線で示したガス圧縮機駆動回路３０６に制御信号を出力し、ガス圧縮機３６を運転制御する。また、燃料改質器制御部５３８は、図３に破線で示した改質器駆動回路３０７に制御信号を出力し、燃料改質器３７運転制御する。
（燃料改質器の運転制御）
燃料改質器制御部５３８は、要求予混合ガス演算部５３３で算出された要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌにもとづいて、燃料改質器３７の運転レベルを制御する。それに対応して水タンク３８及び燃料タンク４２から燃料改質器３７に供給する純水の流量と主燃料の流量も制御する。
燃料改質器制御部５３８は、要求予混合ガス演算部５３３で算出された要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌにもとづいて、燃料改質器３７の運転レベルを制御する。それに対応して水タンク３８及び燃料タンク４２から燃料改質器３７に供給する純水の流量と主燃料の流量も制御する。
（水素タンク圧の制御）
水素タンク３４Ｂの目標タンク圧ＰＨｂｓｏｌは、予め実験的に求められ、ＲＯＭ２０３（図３参照）に電子的に格納されたエンジン回転速度Ｎｅと要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌの二次元マップ５３６ａを参照してタンク圧制御部５３６で算出して、ガス圧縮機３６を制御してタンク圧ＰＨｂを制御する。
水素タンク３４Ｂの目標タンク圧ＰＨｂｓｏｌは、予め実験的に求められ、ＲＯＭ２０３（図３参照）に電子的に格納されたエンジン回転速度Ｎｅと要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌの二次元マップ５３６ａを参照してタンク圧制御部５３６で算出して、ガス圧縮機３６を制御してタンク圧ＰＨｂを制御する。
そして、この目標タンク圧ＰＨｂｓｏｌは、下限値が設定されており、エンジン停止時やアイドリング時でも所定圧力以上が確保されるように制御される。これは、エンジン１の起動時に、燃料改質器３７が起動するまでに要する時間の間、水素タンク３４Ｂに蓄圧された予混合ガスを利用して、エンジン１に予混合ガスを供給できるようにするためである。具体的なタンク圧ＰＨｂの制御は、例えば、２００８−１７６９３９（未公開）の図３に記載されているような制御である。
そして、ヘッダ圧演算部５３１においては、第１の実施形態におけるヘッダ圧演算部５３１と同じように目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌを算出し、ヘッダ圧制御部５３２が圧力調整弁３３を制御して目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌに制御する。
ここで、燃料改質器３７が走行状態の通常の運転レベルに達している場合は、目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌは、タンク圧制御部５３６が算出して制御する目標タンク圧力ＰＨｂｓｏｌよりも少し低めの圧力である。
ここで、燃料改質器３７が走行状態の通常の運転レベルに達している場合は、目標ヘッダ圧Ｐｇｓｏｌは、タンク圧制御部５３６が算出して制御する目標タンク圧力ＰＨｂｓｏｌよりも少し低めの圧力である。
（予混合ガス噴射制御）
ＥＣＵ５０Ｂの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとは、第１の実施形態において前記したように要求トルク補正部５０４において補正され、要求予混合ガス演算部５３３において要求予混合ガス量の二次元マップ５３３ａを参照して要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを算出し、これと目標新気量演算部５０７において算出された目標新気量ＦＡｓｏｌとから、要求予混合ガス量補正部５３４Ｂにおいて、標準大気圧換算で要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌに含まれる水素の体積濃度が標準大気圧換算した目標新気量ＦＡｓｏｌに対して、可燃限界比を超えているか否かチェックし、可燃限界比を超えていない場合は、超えるように要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌの値を補正して、予混合ガス噴射制御部５３５に出力する。このとき、第１の実施形態では予混合ガス中の水素濃度が一定と仮定できたが、本実施形態では、主燃料の成分が基準のものからばらつくことを考慮しているので、ヘッダ管３２に水素濃度センサＳＨを配置して水素濃度ｖＨを検出し、検出した水素濃度ｖＨを反映して水素の体積濃度が標準大気圧換算した目標新気量ＦＡｓｏｌに対して、可燃限界比を超えているか否かチェックする。
ＥＣＵ５０Ｂの要求トルク演算部５０１において得られた要求トルクＴｒｑｓｏｌとエンジン回転速度Ｎｅとは、第１の実施形態において前記したように要求トルク補正部５０４において補正され、要求予混合ガス演算部５３３において要求予混合ガス量の二次元マップ５３３ａを参照して要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを算出し、これと目標新気量演算部５０７において算出された目標新気量ＦＡｓｏｌとから、要求予混合ガス量補正部５３４Ｂにおいて、標準大気圧換算で要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌに含まれる水素の体積濃度が標準大気圧換算した目標新気量ＦＡｓｏｌに対して、可燃限界比を超えているか否かチェックし、可燃限界比を超えていない場合は、超えるように要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌの値を補正して、予混合ガス噴射制御部５３５に出力する。このとき、第１の実施形態では予混合ガス中の水素濃度が一定と仮定できたが、本実施形態では、主燃料の成分が基準のものからばらつくことを考慮しているので、ヘッダ管３２に水素濃度センサＳＨを配置して水素濃度ｖＨを検出し、検出した水素濃度ｖＨを反映して水素の体積濃度が標準大気圧換算した目標新気量ＦＡｓｏｌに対して、可燃限界比を超えているか否かチェックする。
予混合ガス噴射制御部５３５は、ヘッダ圧センサＳＰｈｇからヘッダ圧Ｐｇにもとづき、目求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌに対応する噴射時間を算出し、そのときのエンジン回転速度Ｎｅから、排気弁１７が完全に閉じ、吸気弁１６が開状態の噴射時間許容最大値Ｔｍａｘ（図５参照）を算出し、噴射時間が噴射時間許容最大値Ｔｍａｘ内であることを確認し、そうでない場合は、ヘッダ圧制御部５３２にヘッダ圧Ｐｇを増加させるように制御する。そして、予混合ガス噴射制御部５３５はガスインジェクタ駆動回路３０２に噴射時期と噴射時間の制御信号を出力し、ガスインジェクタ３１のアクチュエータ３１ａを駆動する。
ここで、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ｂ、予混合ガス噴射制御部５３５、タンク圧制御部５３６、燃料改質器制御部５３８が、請求項に記載の「ガス供給制御手段」を構成する。
ここで、ヘッダ圧演算部５３１、ヘッダ圧制御部５３２、要求予混合ガス演算部５３３、要求予混合ガス量補正部５３４Ｂ、予混合ガス噴射制御部５３５、タンク圧制御部５３６、燃料改質器制御部５３８が、請求項に記載の「ガス供給制御手段」を構成する。
以上、本実施形態によれば、先ず、第１の実施形態と同様に、主燃料のセタン価が実際のディーゼルエンジンで使用される４０〜６０の範囲で変化しても、水素添加のＰＣＣＩ燃焼条件を維持することができ、排気ガス規制をクリアでき、かつ、セタン価の低下による正味燃料消費率（ｇ／ｋＷ・ｈ）の増加を抑制できる。また、水素添加量のばらつきやＥＧＲ量のばらつきによる主燃料の着火時期のばらつき対しても同様に作用する。
このように、吸気への水素添加と主燃料のＢＴＤＣ噴射に、更に、筒内圧Ｐｃｌにもとづく、要求トルクＴｒｑｓｏｌのフィードバック補正と、主燃料の噴射時期のフィードバック補正とを組み合わせることにより、図１１に示すように常用運転領域を含む中高負荷運転領域まで、セタン価の変化に対して実用的なＰＣＣＩ燃焼が可能となる。
このように、吸気への水素添加と主燃料のＢＴＤＣ噴射に、更に、筒内圧Ｐｃｌにもとづく、要求トルクＴｒｑｓｏｌのフィードバック補正と、主燃料の噴射時期のフィードバック補正とを組み合わせることにより、図１１に示すように常用運転領域を含む中高負荷運転領域まで、セタン価の変化に対して実用的なＰＣＣＩ燃焼が可能となる。
また、本実施形態によれば、ヘッダ管３２及びガス供給配管７６の合計容量を制限している上、ヘッダ圧Ｐｇを制御する圧力調整弁３３を水素タンク３４Ｂの下流に設けてあるので、ヘッダ管３２及びガス供給配管７６の圧力がエンジン回転速度Ｎｅに応じて可変になり、予混合ガス噴射時間Ｔｉを、噴射時間許容最大値Ｔｍａｘを越えない範囲で、過小な予混合ガス噴射時間とすることなくエンジン回転速度Ｎｅ応じた狭いＴｉ予混合ガス噴射時間の変動で設定可能とできる。その結果、エンジン回転速度Ｎｅの変動に対して予混合ガス供給の応答性が極めて良好になる。
更に、ガス圧縮機３６と水素タンク３４Ｂとを有している構成とすることにより、燃料改質器３７を小型のサイズにできる。その結果、燃料改質器３７を用いたガス供給系１３０Ｂ全体としてのコストと重量を小さくすることが可能となる。
本実施形態の変形例として、図１３に示したように、水素タンク３４Ｂの圧力ＰＨｂをエンジン回転速度Ｎｅやアクセル開度θｔｈに応じて変圧制御する代わりに、略最大値近くに維持するように制御して、その代わり圧力調整弁３３によるヘッダ圧Ｐｇの制御をエンジン回転速度Ｎｅやアクセル開度θｔｈに応じて柔軟に制御することにより、実施形態における燃料改質器３７の改質反応器サイズを更に小さくすることができる。
（変形例）
次に、変形例について説明する。
なお、第１の実施形態及び第２の実施形態においては、着火時期分析部５２８が検出した着火時期のクランク角度Ａｅｘｐｌを算出し、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部５２１が取得した規範瞬時トルクパターン５２１ａと比較し、着火時期の偏差をクランク角度ベースで算出し、噴射時期補正部５３０に出力するだけとした。しかし、着火時期のクランク角度ベース偏差を、基準となる主燃料成分のセタン価との差分と考え、その差分を予混合ガスの燃焼による吸気温度の上昇の度合いで調整を行うこととして、着火時期のクランク角度ベース偏差が−、つまり早期着火の場合は、要求予混合ガス演算部５３３で算出された要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを減少する側に補正して下流側に出力するように、また、着火時期のクランク角度ベース偏差が＋、つまり着火遅れの場合は、要求予混合ガス演算部５３３で算出された要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを増加する側に補正して下流側に出力するようにしても良い。
次に、変形例について説明する。
なお、第１の実施形態及び第２の実施形態においては、着火時期分析部５２８が検出した着火時期のクランク角度Ａｅｘｐｌを算出し、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部５２１が取得した規範瞬時トルクパターン５２１ａと比較し、着火時期の偏差をクランク角度ベースで算出し、噴射時期補正部５３０に出力するだけとした。しかし、着火時期のクランク角度ベース偏差を、基準となる主燃料成分のセタン価との差分と考え、その差分を予混合ガスの燃焼による吸気温度の上昇の度合いで調整を行うこととして、着火時期のクランク角度ベース偏差が−、つまり早期着火の場合は、要求予混合ガス演算部５３３で算出された要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを減少する側に補正して下流側に出力するように、また、着火時期のクランク角度ベース偏差が＋、つまり着火遅れの場合は、要求予混合ガス演算部５３３で算出された要求予混合ガス量Ｒｇｓｏｌを増加する側に補正して下流側に出力するようにしても良い。
この場合の、着火時期のクランク角度ベース偏差による要求予混合ガス量に対する補正量は、例えば、予め実験的にエンジン回転速度Ｎｅ及び要求トルクＴｒｑｓｏｌ（図４、図１３中では補正された要求トルクＴｒｑ＊ｓｏｌとなる）の二次元マップで求めてＲＯＭ２０３上に、電子的に格納しておく。
このようにすることで、燃料噴射時期の制御に加えて、セタン価による着火時期のばらつきを、ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部５２１が取得した規範瞬時トルクパターン５２１ａが示す規範の着火時期に一致するように、制御する一助にできる。
１ エンジン（内燃機関）
２ シリンダ
３ ピストン
４ 燃焼室
５ 燃料インジェクタ
６ コモンレール
７ クランク軸
８ 高圧供給ポンプ
９ アクセルペダル
１０ 吸気通路
１２ ターボ過給機
１２ａ 排気タービン
１２ｂ 圧縮機
１３ インタークーラ
１４ スロットル弁
１４ａ スロットル開度センサ
１６ 吸気弁
１７ 排気弁
２０ 排気通路
２１ ＶＧＴアクチュエータ
２１ａ ＶＧＴポジションセンサ
２２ 触媒コンバータ
２２ａ 酸化触媒
２２ｂ ＤＰＦ
２３ ＥＧＲ通路
２４ ＥＧＲ弁（排出ガス循環制御手段）
２４ａ ＥＧＲ弁リフトセンサ
２５ ＥＧＲクーラ
３１ ガスインジェクタ（ガス噴射弁）
３３ 圧力調整弁（予混合ガス圧力調整弁）
３４Ａ 水素タンク
３４Ｂ 水素タンク（蓄圧タンク）
３７ 燃料改質器（ガス生成手段）
４２ 燃料タンク
５０Ａ，５０Ｂ ＥＣＵ
６４ 高圧供給配管
７１ 戻り配管
７２ 圧力調整弁
７３ 戻り配管
７５ ガス供給元管
７６ ガス供給配管
１００Ａ，１００Ｂ 内燃機関の制御装置（内燃機関の制御装置）
１１０ 主燃料供給系（主燃料供給手段）
１２０ 排気還流系
１３０Ａ，１３０Ｂ ガス供給系（ガス供給手段）
５０１ 要求トルク演算部（要求トルク算出手段）
５０４ 要求トルク補正部（要求トルク補正手段）
５０５ 目標主燃料噴射量演算部（主燃料供給制御手段）
５０６ 目標空燃比演算部
５０７ 目標新気量演算部
５０８ 新気量制御部
５０９ ＥＧＲ弁制御部
５１１ ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部（主燃料供給制御手段）
５１２ コモンレール圧演算部（主燃料供給制御手段）
５１３ コモンレール圧制御部（主燃料供給制御手段）
５１２ａ コモンレール圧二次元マップ
５２１ ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部（規範瞬時トルク取得手段）
５２１ａ 規範瞬時トルクパターン
５２２ 規範瞬時トルク積算値取得部
５２２ａ 規範瞬時トルク積算値
５２５ 実瞬時トルク取得部（実瞬時トルク取得手段）
５２６ 実瞬時トルク積算部（実瞬時トルク積算手段）
５２８ 着火時期分析部
５３０ 噴射時期補正部（主燃料供給時期補正手段）
５３１ ヘッダ圧演算部（ガス供給制御手段）
５３２ ヘッダ圧制御部（ガス供給制御手段）
５３３ 要求予混合ガス演算部（ガス供給制御手段）
５３４Ａ，５３４Ｂ 要求予混合ガス量補正部（ガス供給制御手段）
５３５ 予混合ガス噴射制御部（ガス供給制御手段）
５３６ タンク圧制御部（ガス供給制御手段）
５３８ 燃料改質器制御部（ガス供給制御手段）
θｔｈ アクセル開度
Ｐｃ 燃圧
Ｐｃｌ 筒内圧
Ｐｇ ヘッダ圧
ＳＡｉｒ エアーフローメータ
Ｓａ クランク角センサ
Ｓｂ カム角センサ
ＳＡｃｃ アクセルポジションセンサ
ＳＨ 水素濃度センサ（水素ガスセンサ）
ＳＯ２ｅｘ 排気Ｏ２センサ
ＳＰｃ コモンレール圧センサ
ＳＰＨｂ 水素タンク圧センサ
ＳＰｃｌ 筒圧センサ
ＳＰｈｇ ヘッダ圧センサ（予混合ガス圧力センサ）
ＳＰｓａ 過給圧センサ
ＳＴｓａ 過給気温度センサ
ＳＴｆ 燃料温度センサ
２ シリンダ
３ ピストン
４ 燃焼室
５ 燃料インジェクタ
６ コモンレール
７ クランク軸
８ 高圧供給ポンプ
９ アクセルペダル
１０ 吸気通路
１２ ターボ過給機
１２ａ 排気タービン
１２ｂ 圧縮機
１３ インタークーラ
１４ スロットル弁
１４ａ スロットル開度センサ
１６ 吸気弁
１７ 排気弁
２０ 排気通路
２１ ＶＧＴアクチュエータ
２１ａ ＶＧＴポジションセンサ
２２ 触媒コンバータ
２２ａ 酸化触媒
２２ｂ ＤＰＦ
２３ ＥＧＲ通路
２４ ＥＧＲ弁（排出ガス循環制御手段）
２４ａ ＥＧＲ弁リフトセンサ
２５ ＥＧＲクーラ
３１ ガスインジェクタ（ガス噴射弁）
３３ 圧力調整弁（予混合ガス圧力調整弁）
３４Ａ 水素タンク
３４Ｂ 水素タンク（蓄圧タンク）
３７ 燃料改質器（ガス生成手段）
４２ 燃料タンク
５０Ａ，５０Ｂ ＥＣＵ
６４ 高圧供給配管
７１ 戻り配管
７２ 圧力調整弁
７３ 戻り配管
７５ ガス供給元管
７６ ガス供給配管
１００Ａ，１００Ｂ 内燃機関の制御装置（内燃機関の制御装置）
１１０ 主燃料供給系（主燃料供給手段）
１２０ 排気還流系
１３０Ａ，１３０Ｂ ガス供給系（ガス供給手段）
５０１ 要求トルク演算部（要求トルク算出手段）
５０４ 要求トルク補正部（要求トルク補正手段）
５０５ 目標主燃料噴射量演算部（主燃料供給制御手段）
５０６ 目標空燃比演算部
５０７ 目標新気量演算部
５０８ 新気量制御部
５０９ ＥＧＲ弁制御部
５１１ ＰＣＣＩ燃焼規範主燃料噴射制御部（主燃料供給制御手段）
５１２ コモンレール圧演算部（主燃料供給制御手段）
５１３ コモンレール圧制御部（主燃料供給制御手段）
５１２ａ コモンレール圧二次元マップ
５２１ ＰＣＣＩ燃焼規範瞬時トルク取得部（規範瞬時トルク取得手段）
５２１ａ 規範瞬時トルクパターン
５２２ 規範瞬時トルク積算値取得部
５２２ａ 規範瞬時トルク積算値
５２５ 実瞬時トルク取得部（実瞬時トルク取得手段）
５２６ 実瞬時トルク積算部（実瞬時トルク積算手段）
５２８ 着火時期分析部
５３０ 噴射時期補正部（主燃料供給時期補正手段）
５３１ ヘッダ圧演算部（ガス供給制御手段）
５３２ ヘッダ圧制御部（ガス供給制御手段）
５３３ 要求予混合ガス演算部（ガス供給制御手段）
５３４Ａ，５３４Ｂ 要求予混合ガス量補正部（ガス供給制御手段）
５３５ 予混合ガス噴射制御部（ガス供給制御手段）
５３６ タンク圧制御部（ガス供給制御手段）
５３８ 燃料改質器制御部（ガス供給制御手段）
θｔｈ アクセル開度
Ｐｃ 燃圧
Ｐｃｌ 筒内圧
Ｐｇ ヘッダ圧
ＳＡｉｒ エアーフローメータ
Ｓａ クランク角センサ
Ｓｂ カム角センサ
ＳＡｃｃ アクセルポジションセンサ
ＳＨ 水素濃度センサ（水素ガスセンサ）
ＳＯ２ｅｘ 排気Ｏ２センサ
ＳＰｃ コモンレール圧センサ
ＳＰＨｂ 水素タンク圧センサ
ＳＰｃｌ 筒圧センサ
ＳＰｈｇ ヘッダ圧センサ（予混合ガス圧力センサ）
ＳＰｓａ 過給圧センサ
ＳＴｓａ 過給気温度センサ
ＳＴｆ 燃料温度センサ
Claims (8)
- 軽油又は軽油とその他の燃料との混合燃料を主燃料とし、燃焼室内でこの主燃料を圧縮着火させる内燃機関の制御装置において、
主燃料を前記内燃機関の各気筒に供給する主燃料供給手段と、
水素を含む予混合ガスを前記内燃機関の各気筒に供給するガス供給手段と、
前記内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづいて、前記主燃料供給手段による主燃料の各気筒への供給時期及び供給期間を制御する主燃料供給制御手段と、
前記内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづいて、前記ガス供給手段による前記予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御するガス供給制御手段と、
前記内燃機関の排気通路から排出ガスの一部を抽出して、前記内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御する排出ガス循環制御手段と、
前記内燃機関の気筒圧を検出する筒圧センサと、
アクセル開度とエンジン回転速度にもとづいて要求トルクを算出する要求トルク算出手段と、
前記検出された気筒圧から実瞬時トルクを取得する実瞬時トルク取得手段と、
を備え、
前記主燃料供給制御手段は、前記算出された要求トルクと前記取得された実瞬時トルクにもとづいて前記主燃料の各気筒への供給時期及び供給期間を制御するとともに、
前記ガス供給制御手段は、前記算出された要求トルクと前記取得された実瞬時トルクにもとづいて、前記予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御し、
前記排出ガス循環制御手段は、前記算出された要求トルクと前記取得された実瞬時トルクにもとづいて、前記内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御する、
ことを特徴とする内燃機関の制御装置。 - 前記算出された要求トルクにもとづいて、前記予混合圧縮着火燃焼条件にもとづく規範瞬時トルクを取得する規範瞬時トルク取得手段と、
前記取得された実瞬時トルクを積算して実トルクを算出する実瞬時トルク積算手段と、
前記要求トルクと前記実トルクの差分であるトルク偏差にもとづき、前記算出された要求トルクを補正する要求トルク補正手段と、
前記取得された実瞬時トルクと前記取得された規範瞬時トルクとにもとづいて、主燃料の各気筒への供給時期を補正する主燃料供給時期補正手段と、
を備え、
前記主燃料供給制御手段は、前記補正された主燃料の各気筒への供給時期の制御と、前記補正された要求トルクにもとづいて前記主燃料の各気筒へ供給期間の制御をするとともに、
前記ガス供給制御手段は、前記補正された要求トルクにもとづいて、前記予混合ガスの各気筒への供給時期及び供給期間を制御し、
前記排出ガス循環制御手段は、前記補正された要求トルクにもとづいて、前記内燃機関の吸気側に戻すＥＧＲ量を制御する、
ことを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の制御装置。 - 前記ガス供給手段は、
前記主燃料から水素又は水素を含む改質ガスを予混合ガスとして生成するガス生成手段と、
前記生成された予混合ガスを圧縮するガス圧縮機と、
前記圧縮された前記予混合ガスを蓄圧状態に貯留する蓄圧タンクと、
前記蓄圧タンクの前記予混合ガスを、前記内燃機関の各気筒に向けて分岐したガス供給配管を通じて供給されて噴射するガス噴射弁と、を有する、
ことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の内燃機関の制御装置。 - 前記ガス供給手段では、
前記蓄圧タンクから前記ガス噴射弁までの間を連通する前記ガス供給配管に、前記予混合ガス圧を調整する予混合ガス圧力調整弁と、前記予混合ガス圧を検出する予混合ガス圧力センサとをこの順に配置しており、
前記ガス供給制御手段は、前記予混合ガス圧力センサにより検出された予混合ガス圧にもとづいて前記ガス噴射弁に供給する前記予混合ガス圧を調整する、
ことを特徴とする請求項３に記載の内燃機関の制御装置。 - ガス供給制御手段は、前記予混合ガスの前記供給期間の算出を、前記内燃機関の予混合圧縮着火燃焼条件にもとづく要求予混合ガス量にもとづいて算出する、
ことを特徴とする請求項４に記載の内燃機関の制御装置。 - 前記ガス供給制御手段は、
前記蓄圧タンクより下流側の予混合ガス圧を前記予混合ガス圧力センサで検出するとともに、水素ガスセンサで水素濃度を検出し、
前記予混合圧縮着火燃焼条件にもとづく要求予混合ガス量が、吸入空気量に対する水素濃度で所定の濃度範囲となるように制御する水素濃度制御手段を有し、
前記水素濃度制御手段により制御された前記要求予混合ガス量にもとづいて前記予混合ガスの前記供給期間の算出をする、
ことを特徴とする請求項４に記載の内燃機関の制御装置。 - 前記ガス供給制御手段は、前記蓄圧タンクの圧力を、少なくともエンジン回転速度及び前記要求トルクに応じて予め設定された圧力に制御する、
ことを特徴とする請求項３から請求項６のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。 - 前記ガス供給制御手段は、吸気弁が開状態で、排気弁が閉状態である、バックファイアを起こさないタイミングを検出し、この期間内に前記予混合ガスを各気筒の吸気に供給する、
ことを特徴とする請求項１から請求項７のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
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