JP5543843B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の所定運転状態において点火プラグによる火花点火によって燃焼室内の燃料の圧縮着火を発生させる運転（以下「火花トリガ圧縮着火運転」という）を行う内燃機関の制御装置に関する。

火花トリガ圧縮着火運転における点火プラグによる火花点火は、燃料の圧縮着火を発生させるための誘因を与えるために行われものであって、混合気全体を着火させるエネルギより少ないエネルギで行われる点、及び点火時期と燃料噴射時期との関係をより高精度に制御する必要がある点で、通常の火花点火運転とは異なる。特許文献１には、火花トリガ圧縮着火運転を行う内燃機関の制御装置が示されている。この装置によれば、圧縮行程末期における燃焼室内の混合気温度が、火花点火すると混合気全体の圧縮着火を引き起こす目標温度または目標温度範囲となるように例えば排気還流量が制御される。制御パラメータとして、排気還流量だけでなく、圧縮比、あるいは吸気弁または排気弁の開弁時期なども示されている。

特許３３６２６５７号公報

特許文献１に示された装置によれば、機関の定常的な運転状態においては、比較的安定した混合気の温度制御を行うことができるが、過渡運転状態では混合気温度が目標温度範囲に達せず、失火が発生する可能性が高くなる。

本発明はこの点に着目してなされたものであり、火花トリガ圧縮着火運転を行う機関において、機関運転状態の変化にかかわらず、安定した燃焼状態を維持することができる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

上記目的を達成するため請求項１に記載の発明は、内燃機関の燃焼室内に燃料を噴射する直噴燃料噴射手段（６Ｄ）と、点火プラグ（７）とを備え、前記点火プラグ（７）を用いて前記燃焼室内の燃料の圧縮着火を発生させる運転を行う内燃機関の制御装置において、前記直噴燃料噴射手段による燃料噴射量である直噴燃料噴射量（ＧｆｕｅｌＤＩ）を算出する直噴燃料噴射量算出手段と、前記直噴燃料噴射量（ＧｆｕｅｌＤＩ）に応じて、前記直噴燃料噴射手段（６Ｄ）を駆動する噴射実行手段とを備え、前記直噴燃料噴射量算出手段は、前記燃料の圧縮着火を発生させるための燃料量に相当する火花トリガ燃料噴射量（ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦ）を算出する火花トリガ燃料噴射量算出手段と、前記機関によるトルク発生に寄与する燃料量に相当する安定化燃料噴射量（ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂ）を算出する安定化燃料噴射量算出手段とを有し、前記火花トリガ燃料噴射量（ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦ）及び安定化燃料噴射量（ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂ）を加算することにより前記直噴燃料噴射量（ＧｆｕｅｌＤＩ）を算出し、前記火花トリガ燃料噴射量算出手段は、前記機関の要求トルクの変化量（ＤＴＲＱ）、前記機関の回転数の変化量（ＤＮＥ）、及び前記機関の吸気圧の変化量（ＤＰＢＡ）の少なくとも一つに応じて前記火花トリガ燃料噴射量（ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦ）を算出し、前記要求トルクの変化量（ＤＴＲＱ）、前記回転数の変化量（ＤＮＥ）、及び前記吸気圧の変化量（ＤＰＢＡ）は、現在値と所定時間前の値の差分として算出されることを特徴とする。

請求項２に記載の発明は、請求項１に記載の内燃機関の制御装置において、前記火花トリガ燃料噴射量算出手段は、前記燃焼室内に残留する既燃ガス量（ＩＥＧＲＥＳＴ）に応じて前記火花トリガ燃料噴射量（ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦ）を算出することを特徴とする。

請求項３に記載の発明は、請求項１または２に記載の内燃機関の制御装置において、前記安定化燃料噴射量算出手段は、前記機関の要求トルク（ＴＲＱ）及び前記機関の回転数（ＮＥ）に応じて前記安定化燃料噴射量（ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂ）を算出することを特徴とする。

請求項４に記載の発明は、請求項１から３の何れか１項に記載の内燃機関の制御装置において、前記機関の運転状態に応じて前記点火プラグ（７）による点火時期（ＩＧｓｐｋ）を算出する点火時期算出手段と、前記直噴燃料噴射手段により燃料が噴射された時点から該燃料が前記点火プラグに到達する時点までの燃料移動時間（ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈ）を算出する燃料移動時間算出手段と、前記直噴燃料噴射量（ＧｆｕｅｌＤＩ）に応じて前記直噴燃料噴射手段による燃料噴射時間（ＴｆｕｅｌＤＩ）を算出する燃料噴射時間算出手段とを備え、前記噴射実行手段は、前記点火時期（ＩＧｓｐｋ）、前記燃料移動時間（ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈ）、及び前記燃料噴射時間（ＴｆｕｅｌＤＩ）に応じて前記直噴燃料噴射手段による燃料噴射開始時期（θＴｆｕｅｌＤＩ）を制御することを特徴とする。

請求項５に記載の発明は、請求項４に記載の内燃機関の制御装置において、前記機関は、前記機関の吸気通路内に燃料を噴射するポート燃料噴射手段（６Ｐ）を備え、前記噴射実行手段は、前記燃焼室内の温度（ＴＣＹＬ）を推定する燃焼室内温度推定手段と、推定される燃焼室内温度（ＴＣＹＬ）及び前記ポート燃料噴射手段により噴射された燃料量（ＧｆｕｅｌＰＩ）に応じて補正係数（Ｋｄｉｆｆｕ）を算出する補正係数算出手段とを有し、前記燃料噴射開始時期（θＴｆｕｅｌＤＩ）を前記補正係数（Ｋｄｉｆｆｕ）を用いて補正することを特徴とする。

請求項１に記載の発明によれば、燃料の圧縮着火を発生させるための燃料量に相当する火花トリガ燃料噴射量が算出されるとともに、機関によるトルク発生に寄与する燃料量に相当する安定化燃料噴射量が算出され、火花トリガ燃料噴射量及び安定化燃料噴射量を加算することにより直噴燃料噴射量が算出される。したがって、圧縮着火を発生させるために必要な燃料量と、必要な機関出力トルクを得るための燃料量とを機関運転状態に応じて最適な値に設定することができ、例えば過渡運転状態においても失火の発生を防止して、安定した燃焼状態を維持しつつ、圧縮着火運転によってＮＯｘ排出量を抑制することができる。また、現在値と所定時間前の値の差分として算出される、要求トルクの変化量、機関回転数の変化量、及び吸気圧の変化量の少なくとも一つに応じて火花トリガ燃料噴射量が算出されるので、過渡運転状態において適切な火花トリガ燃料噴射量の設定を行うことができる。

請求項２に記載の発明によれば、燃焼室内に残留する既燃ガス量（内部排気還流量）に応じて火花トリガ燃料噴射量が算出される。圧縮着火を安定して発生させるために必要な火花トリガ燃料噴射量は、燃焼室内の圧縮端温度と相関があり、圧縮端温度は内部排気還流量に依存して変化する。したがって、内部排気還流量に応じて火花トリガ燃料噴射量を算出することにより、適切な火花トリガ燃料噴射量を得、圧縮着火を安定して発生させることができる。

請求項３に記載の発明によれば、機関の要求トルク及び機関回転数に応じて安定化燃料噴射量が算出されるので、安定化燃料噴射量に相当する燃料によってトルク発生に寄与する圧縮着火燃焼が安定して行われる。

請求項４に記載の発明によれば、燃料が噴射された時点から該燃料が点火プラグに到達する時点までの燃料移動時間が算出されるとともに、直噴燃料噴射量に応じて直噴燃料噴射手段による燃料噴射時間が算出され、点火プラグによる点火時期、燃料移動時間、及び燃料噴射時間に応じて燃料噴射開始時期が制御されるので、圧縮着火を発生させるのに適した時期に、噴射された燃料が点火プラグ近傍に達するように制御することが可能となり、安定的に圧縮着火を発生させることができる。

請求項５に記載の発明によれば、推定される燃焼室内温度及びポート燃料噴射手段により噴射された燃料量に応じて補正係数が算出され、燃料噴射開始時期が補正係数を用いて補正されるので、燃料の燃焼室内における拡散状態に応じて、燃料噴射時期を適切に制御することができる。

本発明の一実施形態にかかる内燃機関及びその制御装置の構成を示す図である。 点火プラグ及び直噴燃料噴射弁の配置を説明するための模式図である。 噴射された燃料（ＩＦ）の位置と、点火時期との関係を説明するための図である。 圧縮着火運転（ＨＣＣＩ運転）を説明するための図である。 火花点火運転（ＳＩ運転）とＨＣＣＩ運転との切換制御を行う処理のフローチャートである。 燃料噴射制御処理のメインルーチンのフローチャートである。 図６の処理で実行される火花トリガ燃料量算出処理のフローチャートである。 図７の処理で実行されるＫｆｕｅｌＴＲＮ算出処理のフローチャートである。 図７及び図８の処理で参照されるテーブルを示す図である。 図６の処理で実行される直噴燃料噴射制御パラメータ算出処理のフローチャートである。 点火時期（ＩＧｓｐｋ）と、直噴燃料噴射時期（θＴｆｕｅｌＤＩ）との関係を説明するための図である。 内部ＥＧＲ量制御処理のフローチャートである。 図１０の処理の変形例を示すフローチャートである。 図１３の処理で参照されるマップの設定を説明するための図である。

以下本発明の実施の形態を図面を参照して説明する。
図１は、本発明の一実施形態にかかる内燃機関とその制御装置の構成を示す図である。図１において、例えば４気筒を有する内燃機関（以下単に「エンジン」という）１は、吸気弁及び排気弁と、これらを駆動するカムを備えるとともに、弁作動特性可変機構４０を備えている。弁作動特性可変機構４０は、吸気弁の弁リフト量（最大リフト量）及び開角（開弁期間）を連続的に変更する吸気弁リフト量可変機構と、排気弁の弁リフト量（最大リフト量）及び開角（開弁期間）を連続的に変更する排気弁リフト量可変機構と、吸気弁を駆動するカムの、クランク軸回転角度を基準とした作動位相を連続的に変更することにより、吸気弁の作動位相を変更する吸気弁作動位相可変機構と、排気弁を駆動するカムの、クランク軸回転角度を基準とした作動位相を連続的に変更することにより排気弁の作動位相と変更する排気弁作動位相可変機構とを有する。

エンジン１の吸気通路２の途中にはスロットル弁３が配されている。スロットル弁３には、スロットル弁３を駆動するアクチュエータ８が接続されており、アクチュエータ８は、電子制御ユニット（以下「ＥＣＵ」という）５によりその作動が制御される。

エンジン１は、各気筒の吸気弁の少し上流側に気筒毎に設けられ、吸気通路２（吸気ポート）内に燃料を噴射するポート燃料噴射弁６Ｐと、各気筒の燃焼室内に直接燃料を噴射する直噴燃料噴射弁６Ｄとを備えている。各噴射弁６Ｐ，６Ｄは図示しない燃料ポンプに接続されていると共にＥＣＵ５に電気的に接続されて当該ＥＣＵ５からの信号により開弁時期（燃料噴射時期）及び開弁時間（燃料噴射時間）が制御される。エンジン１の各気筒の点火プラグ７は、ＥＣＵ５に接続されており、ＥＣＵ５は点火プラグ７に点火信号を供給し、点火時期制御を行う。

スロットル弁３の上流側には、吸入空気量ＧＡＩＲ［ｇ／ｓｅｃ］を検出する吸入空気量センサ１１及び吸気温ＴＡを検出する吸気温センサ１２が設けられている。また、スロットル弁３にはスロットル弁開度ＴＨを検出するスロットル弁開度センサ１３が連結されている。スロットル弁３の下流には吸気圧ＰＢＡを検出する吸気圧センサ１４が取付けられており、エンジン１の本体には、エンジン冷却水温ＴＷを検出するエンジン冷却水温センサ１５が取り付けられている。エンジン１の各気筒の燃焼室には燃焼室内の圧力（以下「筒内圧」という）ＰＣＹＬを検出する筒内圧センサ１６が設けられている。さらに、エンジン１の排気通路４には、排気温度ＴＥを検出する排気温センサ１８及び排気圧ＰＥを検出する排気圧センサ１９が設けられている。これらのセンサ１１〜１６の検出信号は、ＥＣＵ５に供給される。なお、排気通路４の、排気圧センサ１９の下流側には排気浄化装置（図示せず）が設けられている。

ＥＣＵ５には、エンジン１の回転に同期する角度パラメータを検出する回転角度パラメータ検出部１７が接続されており、回転角度パラメータ検出部１７は、エンジン１のクランク軸（図示せず）の回転角度を検出するクランク角度位置センサ、エンジン１の吸気弁を駆動するカムが固定された吸気カム軸の回転角度を検出する吸気カム角度位置センサ、及びエンジン１の排気弁を駆動するカムが固定された排気カム軸の回転角度を検出する排気カム角度位置センサを有する。回転角度パラメータ検出部１７により、クランク軸の回転角度及び各カム軸の回転角度に応じた信号がＥＣＵ５に供給される。クランク角度位置センサは、一定クランク角周期毎（例えば６度周期）に発生するパルス（以下「ＣＲＫパルス」という）と、クランク軸の所定角度位置を特定するパルスと、各気筒の吸入行程開始時の上死点（ＴＤＣ）で発生するパルス（以下「ＴＤＣパルス」という）とを出力する。これらのパルスは、燃料噴射時期、点火時期等の各種タイミング制御及びエンジン回転数（エンジン回転速度）ＮＥの検出に使用される。吸気カム角度位置センサ及び排気カム角度位置センサは、それぞれ吸気カム軸及び排気カム軸が所定角度（例えば１度）回転する毎にパルスを出力する。吸気カム角度位置センサの出力と、クランク角度位置センサより出力との相対関係から、吸気弁の作動位相が検出され、排気カム角度位置センサの出力と、クランク角度位置センサより出力との相対関係から、排気弁の作動位相が検出される。

弁作動特性可変機構４０には、吸気弁リフト量ＬＦＴＩを検出する吸気弁リフト量センサ２１、及び排気弁リフト量ＬＦＴＥを検出する排気弁リフト量センサ２２が設けられている。また直噴燃料噴射弁６Ｄに燃料を供給するデリバリパイプ（図示せず）には燃料圧力ＰＦを検出する燃料圧力センサ２３が設けられており、これらのセンサ２１〜２３の検出信号はＥＣＵ５に供給される。

ＥＣＵ５には、エンジン１によって駆動される車両のアクセルペダルの踏み込み量（以下「アクセルペダル操作量」という）ＡＰを検出するアクセルセンサ３１、当該車両の走行速度（車速）ＶＰを検出する車速センサ３２、及び大気圧ＰＡを検出する大気圧センサ３３が接続されている。これらのセンサ３１〜３３の検出信号は、ＥＣＵ５に供給される。

弁作動特性可変機構４０は、吸気弁及び排気弁の最大リフト量及び開角（以下単に「リフト量」という）を連続的に変更するためのリフト量制御アクチュエータと、吸気弁及び排気弁の作動位相を連続的に変更するの作動位相制御アクチュエータとを備えており、それらの制御アクチュエータの作動は、ＥＣＵ５により制御される。弁作動位相可変機構４０としては、例えば特開２０００−２２７０１３号公報、特開２００８−２５４１８号公報、特開２００８−１０６６５４号公報に示される公知の動弁機構を使用することができる。

なお、図示は省略しているが排気の一部を排気通路４から吸気通路２に還流する排気還流機構が設けられている。

ＥＣＵ５は各種センサからの入力信号波形を整形し、電圧レベルを所定レベルに修正し、アナログ信号値をデジタル信号値に変換する等の機能を有する入力回路、中央演算処理ユニット（以下「ＣＰＵ」という）、ＣＰＵで実行される演算プログラム及び演算結果等を記憶する記憶回路のほか、各種アクチュエータ、燃料噴射弁６Ｐ，６Ｄ、点火プラグ７に駆動信号を供給する出力回路を備えている。

ＥＣＵ５のＣＰＵは、上記センサの検出信号に応じて、スロットル弁３の開度制御、燃料噴射制御（燃料噴射弁６Ｐ，６Ｄによる燃料噴射時期及び燃料噴射時間の制御）、点火時期制御、及び吸気弁及び排気弁の作動特性制御を行う。

図２は、直噴燃料噴射弁６Ｄ及び点火プラグ７の取り付け位置を説明するための図であり、直噴燃料噴射弁６Ｄは、エンジン１の気筒１ａの頂部に配置され、点火プラグ７は図示していない排気弁の近傍に配置されている。

図３は、直噴燃料噴射弁６Ｄから噴射された燃料（以下「噴射燃料」という）ＩＦが、時間経過に伴って点火プラグ７に向かって移動する様子を時系列的に示す図である。図３は、噴射燃料ＩＦの移動を説明するために作成した模式図であり、噴射弁６Ｄと点火プラグ７との位置関係は図２に示すものとは異なっている。

図３においては、時刻ｔ１において燃料噴射が終了し、時刻ｔ２に噴射燃料ＩＦが点火プラグ７に達し、時刻ｔ５において噴射燃料ＩＦが点火プラグ７を通過した状態が示されている。時刻ｔ２からｔ４までの期間において点火を行うことにより、その点火を誘因として圧縮着火を発生させることができる。噴射燃料ＩＦの移動速度が４０ｍ／ｓｅｃ程度であるのに対し、混合気の燃焼速度は２ｍ／ｓｅｃ程度であるため、噴射燃料ＩＦの前半部分は火炎伝播の前に拡散し、後半部分が圧縮着火を発生させるトリガ（火種）となる。すなわち噴射燃料ＩＦの一部が圧縮着火発生のためのトリガ（誘因）として作用し、残部はポート噴射弁６Ｐにより噴射される燃料ととともに、燃焼によるトルク発生に寄与する。

本実施形態では、エンジン運転状態に応じて火花トリガ圧縮着火運転と、通常の火花点火運転とを切り換えて実行する。以下の説明では火花トリガ圧縮着火運転を「ＨＣＣＩ(Homogeneous Charge Compression Ignition)運転」といい、火花点火運転を「ＳＩ(Spark Ignition)運転」という。火花トリガ圧縮着火運転は、火花点火をトリガとするＨＣＣＩ運転を行うものに相当し、ＨＣＣＩ運転を行うことにより燃焼温度を低下させ、粒子状物質及びＮＯｘの排出量を低減することができる。

図４（ａ）は、エンジン回転数ＮＥ及びエンジン１の要求トルクＴＲＱによって定義されるエンジン運転領域を示す図であり、ＨＣＣＩ運転を行う運転領域は、比較的低負荷の運転領域であり、ハッチングを付して示されている。ＨＣＣＩ運転領域以外の領域は、ＳＩ運転領域である。要求トルクＴＲＱは、アクセルペダル操作量ＡＰにほぼ比例するように設定される。

図４（ｂ）は、ＨＣＣＩ運転を行うときの吸気弁及び排気弁のリフトカーブを示している。吸気弁及び排気弁のリフト量はともに比較的低リフト量に設定され、吸気弁及び排気弁が重複して開弁している期間が無いように駆動され、内部排気還流が行われる。

図５は、ＨＣＣＩ運転とＳＩ運転の切換判定を行う処理のフローチャートである。この処理は、ＥＣＵ５のＣＰＵで所定時間毎に実行される。
ステップＳ１１では、エンジン冷却水温ＴＷが所定水温ＴＷＨＣＣＩ（例えば９０℃）より高いか否かを判別し、その答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、吸気温ＴＡが所定吸気温ＴＡＨＣＣＩ（例えば１０℃）より高いか否かを判別する（ステップＳ１２）。ステップＳ１２の答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、排気温ＴＥＸが所定排気温ＴＥＸＨＣＣＩ（例えば２００℃）より高いか否を判別する（ステップＳ１３）。ステップＳ１３の答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、エンジン回転数ＮＥ及び要求トルクＴＲＱによって決まる動作点が図４（ａ）に示すＨＣＣＩ運転領域内にあるか否かを判別する（ステップＳ１４）。

ステップＳ１１〜Ｓ１４の何れかの答が否定（ＮＯ）であるときは、ＳＩ運転を実行する一方、ステップＳ１４の答が肯定（ＹＥＳ）であるときは、ＨＣＣＩ運転を実行する。

図６は、燃料噴射制御処理のメインルーチンのフローチャートである。この処理は、ＥＣＵ５のＣＰＵでＴＤＣパルスの発生に同期して実行される。
ステップＳ２１では、要求トルクＴＲＱに応じて要求燃料量Ｇｆｕｅｌｔｒｑを算出する。要求燃料量Ｇｆｕｅｌｔｒｑは、要求トルクＴＲＱにほぼ比例するように算出される。ステップＳ２２では、エンジン回転数ＮＥ及び要求トルクＴＲＱに応じてマップ（図示せず）を検索することにより、目標内部排気還流量（以下「目標内部ＥＧＲ量」という）ＩＥＧＲＣＭＤを算出する。

ステップＳ２３では、図７に示す火花トリガ燃料量算出処理を実行し、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦを算出する。火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦは、ＨＣＣＩ運転において、圧縮着火を発生させる誘因となる火花着火を生じさせるための燃料量に相当する。

ステップＳ２４では、エンジン回転数ＮＥ及び要求トルクＴＲＱに応じてマップ（図示せず）を検索することにより、点火プラグ７による点火時期ＩＧｓｐｋを算出する。ステップＳ２５では、図１０に示す直噴燃料噴射制御パラメータ算出処理を実行し、直噴燃料噴射時間ＴｆｕｅｌＤＩ、直噴燃料噴射時期θＴｆｕｅｌＤＩなどの直噴燃料噴射弁６Ｄの制御パラメータを算出する。

ステップＳ２６では、要求燃料量Ｇｆｕｅｌｔｒｑ及び安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂを下記式（１）に適用して、ポート噴射燃料量ＧｆｕｅｌＰＩを算出し、さらにポート噴射燃料量ＧｆｕｅｌＰＩに応じてポート燃料噴射弁６Ｐの制御パラメータ、すなわちポート燃料噴射時間（開弁時間）ＴｆｕｅｌＰＩ及びポート燃料噴射時期θＴｆｕｅｌＰＩを算出する。安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂは、図１０の処理で算出される燃料量であり、直噴燃料量ＧｆｕｅｌＤＩのうち、燃焼によってトルク発生に寄与する燃料量に相当する。
ＧｆｕｅｌＰＩ＝Ｇｆｕｌｅｔｒｑ−ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂ （１）

ＥＣＵ５は、図６により算出される各燃料噴射弁の制御パラメータに応じて、ポート燃料噴射弁６Ｐ及び直噴燃料噴射弁６Ｄの駆動制御を行う。

図７は、図６のステップＳ２３で実行される火花トリガ燃料量算出処理のフローチャートである。
ステップＳ３１では、目標内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＣＭＤと推定内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＥＳＴとの偏差である内部ＥＧＲ偏差ＤＩＥＧＲ（＝ＩＥＧＲＥＳＴ−ＩＥＧＲＣＭＤ）に応じて、図９（ａ）に示すＧｆｕｅｌｔｅｍｐ０テーブルを検索し、基本火花トリガ燃料量Ｇｆｕｅｌｔｅｍｐ０を算出する。Ｇｆｕｅｌｔｅｍｐ０テーブルは、内部ＥＧＲ偏差ＤＩＥＧＲが増加するほど、基本火花トリガ燃料量Ｇｆｕｅｌｔｅｍｐ０が減少するように設定されている。推定内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＥＳＴは、排気弁の閉弁時期ＣＡＥＸＶＣに応じて算出される。すなわち、排気弁閉弁時期ＣＡＥＸＶＣにおける燃焼室容積を満たす既燃ガス量が推定内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＥＳＴとして算出される。

ステップＳ３２では、図８に示すＫｆｕｅｌＴＲＮ算出処理を実行し、過渡補正係数ＫｆｕｅｌＴＲＮを算出する。過渡補正係数ＫｆｕｅｌＴＲＮは、エンジン１の過渡運転状態に対応する補正を行うための補正係数である。ステップＳ３３では、基本火花トリガ燃料量Ｇｆｕｅｌｔｅｍｐ０及び過渡補正係数ＫｆｕｅｌＴＲＮを下記式（２）に適用し、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦを算出する。
ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦ＝Ｇｆｕｅｌｔｅｍｐ０×ＫｆｕｅｌＴＲＮ （２）

図８は、図７のステップＳ３２で実行されるＫｆｕｅｌＴＲＮ算出処理のフローチャートである。

ステップＳ４１では、要求トルク変化量ＤＴＲＱに応じて図９（ｂ）に示すＫＴＲＮＴテーブルを検索し、トルク変化補正係数ＫＴＲＮＴを算出する。要求トルク変化量ＤＴＲＱは、要求トルクの現在値ＴＲＱ(k)と、所定時間前の前回値ＴＲＱ(k-1)との差（ＴＲＱ(k)−ＴＲＱ(k-1)）として算出される。ＫＴＲＮＴテーブルは、要求トルク変化量ＤＴＲＱの絶対値が増加するほどトルク変化補正係数ＫＴＲＮＴが増加するように設定されている。要求トルク変化量ＤＴＲＱの絶対値が大きいときは、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦを増加方向に補正することにより、安定したＨＣＣＩ運転を実現することができる。

ステップＳ４２では、回転数変化量ＤＮＥに応じて図９（ｃ）に示すＫＴＲＮＮテーブルを検索し、回転数変化補正係数ＫＴＲＮＮを算出する。回転数変化量ＤＮＥは、エンジン回転数の現在値ＮＥ(k)と、所定時間前の前回値ＮＥ(k-1)との差（ＮＥ(k)−ＮＥ(k-1)）として算出される。ＫＴＲＮＮテーブルは、回転数変化量ＤＮＥが負の値をとるときにその絶対値が増加するほど回転数変化補正係数ＫＴＲＮＮが増加するように設定され、回転数変化量ＤＮＥが正の値をとるときは「０」に設定される。エンジン回転数ＮＥが減少する過渡状態、例えばシフトアップ時においては、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦを増加方向に補正することにより、安定したＨＣＣＩ運転を実現することができる。

ステップＳ４３では、吸気圧変化量ＤＰＢＡに応じて図９（ｄ）に示すＫＴＲＮＰテーブルを検索し、吸気圧変化補正係数ＫＴＲＮＰを算出する。吸気圧変化量ＤＰＢＡは、吸気圧ＰＢＡの現在値ＰＢＡ(k)と、所定時間前の前回値ＰＢＡ(k-1)との差（ＰＢＡ(k)−ＰＢＡ(k-1)）として算出される。ＫＴＲＮＰテーブルは、吸気圧変化量ＤＰＢＡが正の値をとるときにその値が増加するほど吸気圧変化補正係数ＫＴＲＮＰが増加するように設定され、吸気圧変化量ＤＰＢＡが負の値をとるときは「０」に設定される。吸気圧ＰＢＡが増加するとき、すなわちＳＩ運転からＨＣＣＩ運転に移行した直後においては、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦを増加方向に補正することにより、安定したＨＣＣＩ運転を実現することができる。

ステップＳ４４では、ステップＳ４１〜Ｓ４３で算出された各補正係数を、下記式（３）に適用し、過渡補正係数ＫｆｕｅｌＴＲＮを算出する。
ＫｆｕｅｌＴＲＮ＝ＫＴＲＮＴ×ＫＴＲＮＮ×ＫＴＲＮＰ （３）

図８の処理により算出される過渡補正係数ＫｆｕｅｌＴＲＮを用いることにより、エンジン１の過渡運転状態においても、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｅｍｐＦを適正値に設定することができる。

図１０は、図６のステップＳ２５で実行される直噴燃料噴射制御パラメータ算出処理のフローチャートである。
ステップＳ５１では、エンジン回転数ＮＥ及び要求トルクＴＲＱに応じてマップ（図示せず）を検索することにより、安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂを算出する。ステップＳ５２では、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦ及び安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂを下記式（４）に適用し、直噴燃料量ＧｆｕｅｌＤＩを算出する。
ＧｆｕｅｌＤＩ＝ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦ＋ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂ （４）

ステップＳ５３では、筒内圧ＰＣＹＬ及び燃料圧力ＰＦに応じてマップ（図示せず）を検索することにより、燃料移動時間ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈを算出する。燃料移動時間ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈは、燃料圧力ＰＦと筒内圧ＰＣＹＬとの差圧ＤＰ（＝ＰＦ−ＰＣＹＬ）が増加するほど減少するように設定される。マップ検索に代えて、燃料圧力ＰＦ及び筒内圧ＰＣＹＬを下記式（５）に適用して、算出するようにしていもよい。式（５）のＤＰＴは、直噴燃料噴射弁６Ｄと点火プラグ７との距離であり、ＫＴＤは所定値に設定される定数である。

ステップＳ５４では、直噴燃料噴射弁６Ｄの流量特性（以下「ＤＩ流量特性」という）ＦＦＤＩ及び直噴燃料量ＧｆｕｅｌＤＩを下記式（６）に適用し、直噴燃料噴射時間ＴｆｕｅｌＤＩを算出する。ＤＩ流量特性ＦＦＤＩは、単位噴射時間［ｍｓｅｃ］当たりの燃料噴射量［ｍｇ］で表され、上述した燃料圧力ＰＦと筒内圧ＰＣＹＬとの差圧ＤＰに応じて算出される。
ＴｆｕｅｌＤＩ＝ＧｆｕｅｌＤＩ／ＦＦＤＩ （６）

ステップＳ５５では、安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂ及びＤＩ流量特性ＦＦＤＩを下記式（７）に適用し、安定化燃料噴射時間ＴｆｕｅｌＤＩｓｔｂを算出する。
ＴｆｕｅｌＤＩｓｔｂ＝ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂ／ＦＦＤＩ （７）

ステップＳ５６では、点火時期ＩＧｓｐｋ、安定化燃料噴射時間ＴｆｕｅｌＤＩｓｔｂ、燃料移動時間ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈ、及びエンジン回転数ＮＥ［ｒｐｍ］を下記式（８）に適用し、直噴燃料噴射時期（噴射開始時期）θＴｆｕｅｌＤＩを算出する。
θＴｆｕｅｌＤＩ＝ＩＧｓｐｋ
＋（ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈ−ＴｆｕｅｌＤＩｓｔｂ）
×ＮＥ×３６０／６０ （８）

図１１は、点火時期ＩＧｓｐｋと、直噴燃料噴射時期θＴｆｕｅｌＤＩとの関係を説明するための図であり、縦軸はクランク角度ＣＡを示し、横軸は直噴燃料噴射弁６Ｄの位置ｘＩＮＪ及び点火プラグ７の位置ｘＰＬＧを示す。式（８）を用いて直噴燃料噴射時期θＴｆｕｅｌＤＩを算出することにより、図１１に示すように安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂに相当する燃料が点火プラグ７を通過した時点で点火が行われ、安定的に圧縮着火を発生させることができる。

図１２は、内部ＥＧＲ量制御処理のフローチャートである。この処理は、ＥＣＵ５のＣＰＵで所定時間毎に実行される。

ステップＳ６１では、目標内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＣＭＤを、検出される排気温ＴＥＸ及び排気圧ＰＥＸに応じ、気体の状態方程式（ＰＶ＝ｎＲＴ）を用いて補正することにより、補正目標内部ＥＧＲ量ＣＩＮＥＧＲを算出する。

ステップＳ６２では、補正目標内部ＥＧＲ量ＣＩＮＥＧＲ（図２，ステップＳ２４で算出される）及びエンジン回転数ＮＥに応じてマップ（図示せず）を検索することにより、排気弁を駆動するカムの回転位相を示す排気カム角度位置ＣＡＥＸの目標値である目標排気カム角度位置ＣＡＥＸＣＭＤを算出する。ステップＳ６３では、検出される排気カム角度位置ＣＡＥＸが目標排気カム角度位置ＣＡＥＸＣＭＤと一致するように、位相制御入力ＵＣＡＥＸを算出し、算出した位相制御入力ＵＣＡＥＸに応じて、排気弁作動位相制御アクチュエータを駆動する（ステップＳ６４）。これにより、排気カム角度位置ＣＡＥＸが目標排気カム角度位置ＣＡＥＸＣＭと一致するように、すなわち排気弁作動位相が目標作動位相と一致するように制御される。

ステップＳ６５では、補正目標内部ＥＧＲ量ＣＩＮＥＧＲに応じて、テーブル（図示せず）を検索することにより、排気弁の閉弁時期ＣＡＥＸＶＣを算出し、ステップＳ６６では、排気弁閉弁時期ＣＡＥＸＶＣ及び排気カム角度位置ＣＡＥＸに応じて目標制御角ＳＡＡＥＸＣＭＤを算出する。目標制御角ＳＡＡＥＸＣＭＤは、排気弁リフト量の制御パラメータである制御角ＳＡＡＥＸの目標値である。

ステップＳ６７では、制御角ＳＡＡＥＸが目標制御角ＳＡＡＥＸＣＭＤと一致するように、リフト制御入力ＵＳＡＡＥＸを算出し、リフト制御入力ＵＳＡＡＥＸに応じて、リフト量制御アクチュエータを駆動する（ステップＳ６８））。これにより、排気弁リフト量の制御角ＳＡＡＥＸが目標制御角ＳＡＡＥＸＣＭＤと一致するように制御される。

この処理により、目標内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＣＭＤに応じた排気弁閉弁時期ＣＡＥＸＶＣの制御が行われ、内部ＥＧＲ量が目標内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＣＭＤに一致するように制御される。すなわち、排気弁の実閉弁時期が、ステップＳ６５で算出される閉弁時期ＣＡＥＸＶＣに制御される。

以上のように本実施形態では、燃料の圧縮着火を発生させるための燃料量に相当する火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦが算出されるとともに、エンジンのトルク発生に寄与する燃料量に相当する安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂが算出され、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦ及び安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂを加算することにより直噴燃料量ＧｆｕｅｌＤＩが算出される。したがって、圧縮着火を発生させるために必要な燃料量と、必要なエンジン出力トルクを得るための燃料量とをエンジン運転状態に応じて最適な値に設定することができ、例えば過渡運転状態においても失火の発生を防止して、安定した燃焼状態を維持しつつ、圧縮着火運転によってＮＯｘ排出量を抑制することができる。

また圧縮着火を安定して発生させるために必要な火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦは、燃焼室内の圧縮端温度と相関があり、圧縮端温度は内部ＥＧＲ量に依存して変化する。したがって、目標内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＣＭＤに応じて火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦを算出することにより、火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦを適正値に設定し、圧縮着火を安定して発生させることができる。

また要求トルク変化量ＤＴＲＱ、回転数変化量ＤＮＥ、及び吸気圧変化量ＤＰＢＡに応じて火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦが算出されるので、過渡運転状態において火花トリガ燃料量ＧｆｕｅｌｔｍｅｐＦを適正値に設定し、圧縮着火を安定して発生させることができる。

また安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂは、要求トルクＴＲＱ及びエンジン回転数ＮＥに応じて算出されるので、安定化燃料量ＧｆｕｅｌＤＩｓｔｂに相当する燃料によってトルク発生に寄与する圧縮着火燃焼が安定して行われる。

また直噴燃料噴射弁６Ｄにより燃料が噴射された時点から該燃料が点火プラグ７に到達する時点までの燃料移動時間ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈが算出されるとともに、直噴燃料量ＧｆｕｅｌＤＩに応じて直噴燃料噴射時間ＴｆｕｅｌＤＩが算出され、点火プラグ７による点火時期ＩＧｓｐｋ、燃料移動時間ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈ、及び直噴燃料噴射時間ＴｆｕｅｌＤＩに応じて燃料噴射時期（開始時期）θＴｆｕｅｌＤＩが制御されるので、圧縮着火を発生させるのに適した時期に、噴射された燃料が点火プラグ７近傍に達するように制御することが可能となり、安定的に圧縮着火を発生させることができる。

本実施形態では、直噴燃料噴射弁６Ｄが直噴燃料噴射手段に相当し、ＥＣＵ５が、直噴燃料噴射量算出手段、噴射実行手段、火花トリガ燃料噴射量算出手段、安定化燃料噴射量算出手段、点火時期算出手段、燃料移動時間算出手段、及び燃料噴射時間算出手段を構成する。具体的には、図７の処理が火花トリガ燃料噴射量算出手段に相当し、図１０のステップＳ５２が直噴燃料噴射量算出手段に相当し、ステップＳ５１が安定化燃料噴射量算出手段に相当し、ステップＳ５３が燃料移動時間算出手段に相当し、ステップＳ５４が燃料噴射時間算出手段に相当し、ステップＳ５６が噴射実行手段に相当する。

なお本発明は上述した実施形態に限るものではなく、種々の変形が可能である。例えば、図１０に示す直噴燃料噴射制御パラメータ算出処理は、図１３に示す処理に代えてもよい。図１３に示す処理は、図１０の処理にステップＳ５５ａを追加し、ステップＳ５６をステップＳ５６ａに変えたものである。

ステップＳ５５ａでは、筒内温度ＴＣＹＬ及び筒内燃料濃度ＣＦＵＥＬに応じてＫｄｉｆｆｕマップを検索し、拡散補正係数Ｋｄｉｆｆｕを算出する。筒内温度ＴＣＹＬは、直噴燃料噴射弁６Ｄによる燃料噴射が行われる時点における燃焼室内の温度であり、排気温度ＴＥ、吸気温ＴＡ、内部ＥＧＲ量ＩＥＧＲＥＳＴ、エンジン冷却水温ＴＷ、吸入空気量ＧＡＩＲ、及び圧縮比εから算出される吸気弁閉弁時期における筒内ガス温度と、吸気弁閉弁時期から直噴燃料噴射時期での圧縮操作とに応じて推定される。直噴燃料噴射時期は、前回値または固定値を用いる。また、筒内燃料濃度ＣＦＵＥＬは、直噴燃料噴射弁６Ｄによる燃料噴射が行われる時点における、ポート燃料噴射弁６Ｐにより噴射された燃料の、燃焼室内における濃度を示すパラメータであり、ポート噴射燃料量ＧｆｕｅｌＰＩに応じて算出される。したがって、拡散補正係数Ｋｄｉｆｆｕは、筒内温度ＴＣＹＬ及びポート噴射燃料量ＧｆｕｅｌＰＩに応じて算出するようにしてもよい。

Ｋｄｉｆｆｕマップは、図１４（ａ）に示すように、筒内温度ＴＣＹＬが高くなるほど拡散補正係数Ｋｄｉｆｆｕが増加し、かつ同図（ｂ）に示すように、筒内燃料濃度ＣＦＵＥＬが高くなるほど、拡散補正係数Ｋｄｉｆｆｕが減少するように設定されている。

ステップＳ５６ａでは、下記式（９）により燃料噴射時期θＴｆｕｅｌＤＩを算出する。式（９）は、式（８）に拡散補正係数Ｋｄｉｆｆｕを追加したものである。
θＴｆｕｅｌＤＩ＝ＩＧｓｐｋ
＋（ＴｆｕｅｌＤＩｒｃｈ−ＴｆｕｅｌＤＩｓｔｂ）
×ＮＥ×３６０×Ｋｄｉｆｆｕ／６０ （９）

式（９）を用いることにより、噴射された燃料の拡散を考慮した燃料噴射時期θＴｆｕｅｌＤＩの設定を行うことができる。すなわち、噴射された燃料の拡散状態に応じて、点火時期ＩＧｓｐｋに対応したより適切な時期に燃料噴射を行うことができる。

この変形例では、ステップＳ５５ａが補正係数算出手段及び燃焼室内温度推定手段に相当し、ステップＳ５５ａ及びＳ５６ａが噴射実行手段に相当する。

また図８の処理では、要求トルク変化量ＤＴＲＱ、回転数変化量ＤＮＥ、及び吸気圧変化量ＤＰＢＡに応じて過渡補正係数ＫｆｕｅｌＴＲＮを算出するようにしたが、要求トルク変化量ＤＴＲＱ、回転数変化量ＤＮＥ、及び吸気圧変化量ＤＰＢＡのうちのいずれか１つまたは２つのパラメータに応じて過渡補正係数ＫｆｕｅｌＴＲＮを算出するようにしてもよい。

また上述した実施形態では、ポート燃料噴射弁６Ｐ及び直噴燃料噴射弁６Ｄを使用する例を示したが、本発明は直噴燃料噴射弁のみを使用する内燃機関の制御装置にも適用可能である。

また上述した実施形態では、筒内圧ＰＣＹＬを筒内圧センサ１６により検出するようにしたが、エンジン回転数ＮＥ及び点火時期ＩＧｓｐｋまたは直噴燃料噴射時期θＴｆｕｅｌＤＩに応じて推定するようにしてもよい。

また図７のステップＳ３１では、内部ＥＧＲ偏差ＤＩＥＧＲに応じて基本火花トリガ燃料量Ｇｆｕｅｌｔｅｍｐ０を算出するようにしたが、内部ＥＧＲ偏差ＤＩＥＧＲに代えて、筒内ガス温度偏差ＤＴＣＹＬに応じて算出するようにしてもよい。筒内ガス温度偏差ＤＴＣＹＬは、実筒内ガス温度と目標圧縮端ガス温度との偏差である。基本火花トリガ燃料量Ｇｆｕｅｌｔｅｍｐ０は、圧縮端温度偏差ＤＴＣＰＥまたは筒内ガス温度偏差ＤＴＣＹＬが増加するほど、減少するように設定される。

また本発明は、クランク軸を鉛直方向とした船外機などのような船舶推進機用エンジンなどの制御装置にも適用が可能である。

１ 内燃機関
５ 電子制御ユニット（直噴燃料噴射量算出手段、噴射実行手段、火花トリガ燃料噴射量算出手段、安定化燃料噴射量算出手段、点火時期算出手段、燃料移動時間算出手段、燃料噴射時間算出手段、燃焼室内温度推定手段、補正係数算出手段）
６Ｄ 直噴燃料噴射弁（直噴燃料噴射手段）
６Ｐ ポート燃料噴射弁（ポート燃料噴射手段）
７ 点火プラグ

Claims (5)

1. 内燃機関の燃焼室内に燃料を噴射する直噴燃料噴射手段と、点火プラグとを備え、前記点火プラグを用いて前記燃焼室内の燃料の圧縮着火を発生させる運転を行う内燃機関の制御装置において、
   前記直噴燃料噴射手段による燃料噴射量である直噴燃料噴射量を算出する直噴燃料噴射量算出手段と、
   前記直噴燃料噴射量に応じて、前記直噴燃料噴射手段を駆動する噴射実行手段とを備え、
   前記直噴燃料噴射量算出手段は、
   前記燃料の圧縮着火を発生させるための燃料量に相当する火花トリガ燃料噴射量を算出する火花トリガ燃料噴射量算出手段と、
   前記機関によるトルク発生に寄与する燃料量に相当する安定化燃料噴射量を算出する安定化燃料噴射量算出手段とを有し、
   前記火花トリガ燃料噴射量及び安定化燃料噴射量を加算することにより前記直噴燃料噴射量を算出し、
   前記火花トリガ燃料噴射量算出手段は、前記機関の要求トルクの変化量、前記機関の回転数の変化量、及び前記機関の吸気圧の変化量の少なくとも一つに応じて前記火花トリガ燃料噴射量を算出し、前記要求トルクの変化量、前記回転数の変化量、及び前記吸気圧の変化量は、現在値と所定時間前の値の差分として算出されることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記火花トリガ燃料噴射量算出手段は、前記燃焼室内に残留する既燃ガス量に応じて前記火花トリガ燃料噴射量を算出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。
3. 前記安定化燃料噴射量算出手段は、前記機関の要求トルク及び前記機関の回転数に応じて前記安定化燃料噴射量を算出することを特徴とする請求項１または２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記機関の運転状態に応じて前記点火プラグによる点火時期を算出する点火時期算出手段と、
   前記直噴燃料噴射手段により燃料が噴射された時点から該燃料が前記点火プラグに到達する時点までの燃料移動時間を算出する燃料移動時間算出手段と、
   前記直噴燃料噴射量に応じて前記直噴燃料噴射手段による燃料噴射時間を算出する燃料噴射時間算出手段とを備え、
   前記噴射実行手段は、前記点火時期、前記燃料移動時間、及び前記燃料噴射時間に応じて前記直噴燃料噴射手段による燃料噴射開始時期を制御することを特徴とする請求項１から３の何れか１項に記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記機関は、前記機関の吸気通路内に燃料を噴射するポート燃料噴射手段を備え、
   前記噴射実行手段は、
   前記燃焼室内の温度を推定する燃焼室内温度推定手段と、
   推定される燃焼室内温度及び前記ポート燃料噴射手段により噴射された燃料量に応じて補正係数を算出する補正係数算出手段とを有し、前記燃料噴射開始時期を前記補正係数を用いて補正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。

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