JP5983866B2 - 燃料噴射装置 - Google Patents

Description

本発明は、燃料噴射装置に関する。

昨今、エンジンに使用される燃料に含まれることがある硫黄（Ｓ）の対策が種々検討されている。例えば、特許文献１には、燃料噴射弁（インジェクタ）の腐食を考慮してＳＯ_３が許容値以上となる場合にＥＧＲ（Exhaust Gas Recirculation）量を低減することが提案されている。

特開２０１０−２５５４６２号公報

ところで、インジェクタ、特に噴孔が設けられているノズル先端部に酸成分が結露すると、噴孔腐食が発生する可能性がある。噴孔腐食が発生すると噴霧が影響を受け、スモークが発生する可能性がある。このため噴孔腐食が発生した場合には、噴孔腐食に対する何らかの対策を講じる必要がある。噴孔腐食に対する対策を講じるためには、噴孔腐食の有無を適切に判断することが求められる。

しかしながら、上記特許文献１の提案では、インジェクタの腐食の進行を抑制することはできると考えられるものの、実際にインジェクタに異常が生じていること、具体的に噴孔腐食が発生しているか否かを正確に把握することはできない。

そこで、本明細書開示の燃料噴射装置は、インジェクタの異常発生の有無、インジェクタの噴孔腐食の有無を適切に判断することを課題とする。

かかる課題を解決するために、本明細書に開示された燃料噴射装置は、エンジンの筒内へ燃料を噴射するインジェクタと、前記インジェクタにより噴射された燃料噴射量を取得する燃料噴射量取得部と、前記インジェクタにより噴射され着火した燃料の発熱量を取得する発熱量取得部と、前記燃料噴射量取得部によって取得された燃料噴射量と基準燃料噴射量との差が所定範囲内であり、かつ、前記発熱量取得部によって取得された発熱量が前記基準燃料噴射量に対応する基準発熱量よりも大きいと判断した場合に、インジェクタ異常が発生していると判断する制御部と、を備える。

基準燃料噴射量との差が所定範囲内であり、燃料噴射量に差異が認められないにもかかわらず、発熱量が異なる場合は、燃料噴射装置に何らかの異常が発生していると考えられる。とりわけ、発熱量が大きくなっている場合は、インジェクタ異常と判断される。インジェクタ異常、特に、噴孔腐食が発生した場合や噴孔に施されたメッキが剥がれた場合には、燃料噴射量が変化しないにもかかわらず、燃料の噴射形態の変化に起因して発熱量が増す。この現象を捕捉することにより、インジェクタ異常を判断する。噴孔腐食が発生したり、噴孔に施されたメッキが剥がれたりした場合は、噴孔出口端の径が大きくなることから、噴霧貫徹力が弱まり、筒内（燃焼室）の中心付近で燃焼する。この結果、発熱量が増大する。このため、発熱量の増大が観測された場合は、噴孔腐食やメッキ剥がれが生じていると判断することができる。

前記制御部は、パイロット噴射における燃料噴射量と前記基準燃料噴射量との比較及び前記パイロット噴射における発熱量と前記基準発熱量との比較を行ってインジェクタ異常の発生の有無を判断することができる。パイロット噴射における発熱量は、その前後の筒内環境変化の影響を受けにくく、発熱量を精度良く把握することができる。この場合の基準燃料噴射量は、例えば、インジェクタの出荷状態において、パイロット噴射と同条件で噴射されたときの燃料噴射量とすることができる。

前記制御部は、フェーエルカット制御実行時に行う単発燃料噴射における燃料噴射量と前記基準燃料噴射量との比較及び前記単発噴射における発熱量と前記基準発熱量との比較を行ってインジェクタ異常の発生の有無を判断することができる。フェーエルカット制御実行時に行う単発燃料噴射は、その前後で燃料噴射がされないタイミングで行うことができ、筒内環境の変化の影響を受けにくいため発熱量を精度良く把握することができる。この場合の基準燃料噴射量は、例えば、インジェクタの出荷状態において、単発燃料噴射と同条件で噴射されたときの燃料噴射量とすることができる。

前記発熱量取得部は、筒内圧に基づいて前記着火した燃料の発熱量を取得することができる。筒内圧は、発熱量と相関性を有するため、筒内圧に基づいて着火した燃料の発熱量を取得することができる。

前記発熱量取得部は、前記インジェクタに導入される燃料の圧力変動に基づいて前記着火した燃料の発熱量を取得することができる。筒内圧の変化は、インジェクタが備えるニードル弁の動作に影響を与え、インジェクタに導入される燃料の圧力、すなわち、燃料入口圧力が変動する。このため、この燃料入口圧力の変動を参照することにより、発熱量を把握することができる。

本明細書開示の燃料噴射装置によれば、インジェクタの異常発生の有無、インジェクタの噴孔腐食の有無を適切に判断することができる。

図１は第１実施形態の燃料噴射装置が組み込まれたエンジンの概略構成を示す説明図である。 図２はインジェクタにおける噴孔腐食による噴射特性の変化を示すグラフである。 図３は噴孔腐食の有無による発熱量の相違を示すグラフである。 図４は第１実施形態の燃料噴射装置の制御の一例を示すフロー図である。 図５（Ａ）は低回転数のときに筒内が高温となる期間を示すグラフであり、図５（Ｂ）は高回転数のときに筒内が高温となる期間を示すグラフである。 図６は燃料の噴射量とエンジン回転数との関係の一例を示すグラフである。 図７（Ａ）はパイロット発熱量判定不可である燃焼状態の一例を示すグラフ、図７（Ｂ）はパイロット発熱量判定可能である燃焼状態の一例を示すグラフである。 図８（Ａ）は筒内圧の変化の一例を示すグラフ、図８（Ｂ）は熱発生率の変化の一例を示すグラフ、図８（Ｃ）は熱発生量の変化の一例を示すグラフである。 図９は第２実施形態の燃料噴射装置の制御の一例を示すフロー図である。 図１０はフェーエルカット制御におけるエンジン回転数の変化を示すグラフである。 図１１は第３実施形態の燃料噴射装置が組み込まれたエンジンの概略構成を示す説明図である。 図１２はパイロット噴射とメイン噴射とを行った際の筒内圧の変化を、噴孔腐食が有る場合と無い場合とを比較して示すグラフの一例である。 図１３は筒内圧と噴射率との関係を示すグラフの一例である。 図１４は筒内圧の噴射挙動（ニードル速度、ニードルリフト量及び噴射期間）への影響の一例を示すグラフである。 図１５は平均筒内圧の算出方法の一例を示すフロー図である。 図１６は燃料入口圧力波形の測定結果の例を示す説明図である。 図１７は平均筒内圧を取得するために参照されるマップの一例である。 図１８は第４実施形態における開弁時の筒内圧の算出方法の一例を示すフロー図である。 図１９は燃料入口圧力の変化の一例を示すグラフである。 図２０は開弁時の筒内圧を取得するために参照されるマップの一例である。 図２１はメイン噴射が行われる際の開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐを噴孔腐食が有る場合と無い場合とを比較して示すグラフの一例である。 図２２は第５実施形態の燃料噴射装置の制御の一例を示すフロー図である。 図２３は燃料噴射による燃圧の変化を示すグラフである。

以下、本発明の実施形態について、添付図面を参照しつつ説明する。ただし、図面中、各部の寸法、比率等は、実際のものと完全に一致するようには図示されていない場合がある。また、図面によっては細部が省略されて描かれている場合もある。

（第１実施形態）
図１は実施形態の燃料噴射装置１が組み込まれたエンジン１００の概略構成を示す説明図である。

エンジン１００は、筒内噴射を行うエンジン、より具体的にはディーゼルエンジンである。エンジン１００は４気筒である。エンジン１００は、エンジン本体１０１を備え、そのエンジン本体１０１に♯１気筒〜♯４気筒を備える。燃料噴射装置１は、このエンジン１００に組み込まれている。燃料噴射装置１は、♯１気筒〜♯４気筒に対応して、♯１インジェクタ１０７−１〜♯４インジェクタ１０７−４を備える。具体的に、♯１気筒には、♯１インジェクタ１０７−１が装着され、♯２気筒には♯２インジェクタ１０７−２が装着されている。♯３気筒には♯３インジェクタ１０７−３が装着され、♯４気筒には♯４インジェクタ１０７−４が装着されている。♯１インジェクタ１０７−１〜♯４インジェクタ１０７−４はそれぞれコモンレール１２０に接続され、コモンレール１２０から高圧の燃料が供給される。コモンレール１２０には、レール圧センサ１２１が装着されている。レール圧センサ１２１により、燃料の噴射圧が取得される。

エンジン１００は、エンジン本体１０１に取り付けられたインテークマニホールド１０２、エキゾーストマニホールド１０３を備える。インテークマニホールド１０２には、吸気管１０４が接続されている。エキゾーストマニホールド１０３には排気管１０５が接続されると共に、ＥＧＲ通路１０８の一端が接続されている。ＥＧＲ通路１０８の他端は、吸気管１０４に接続されている。ＥＧＲ通路１０８には、ＥＧＲクーラ１０９が設けられている。また、ＥＧＲ通路１０８には、排気ガスの流通状態を制御するＥＧＲバルブ１１０が設けられている。吸気管１０４には、エアフロメータ１０６が接続されている。エアフロメータ１０６は、ＥＣＵ１１１に電気的に接続されている。ＥＣＵ１１１には、インジェクタ１０７−ｉ（ｉは気筒番号を示す）、具体的に、♯１インジェクタ１０７−１〜♯４インジェクタ１０７−４が電気的に接続されている。ＥＣＵ１１１は、♯１インジェクタ１０７−１〜♯４インジェクタ１０７−４に対し、別個にエンジン停止中燃料噴射を指示することができる。

ＥＣＵ１１１には、吸気温を測定する吸気温センサ１１２、冷却水の水温を測定する水温センサ１１３、燃料の温度を測定する燃温センサ１１４が電気的に接続されている。エンジン１００が備える♯１気筒〜♯４気筒には、それぞれ、燃焼圧、すなわち筒内圧を測定する筒内圧センサ（ＣＰＳ；Combustion Pressure Sensor）１１５が装着されている。これらの筒内圧センサ１１５はＥＣＵ１１１と電気的に接続されている。さらに、ＥＣＵ１１１には、クランク角を測定するクランク角センサ１１６が電気的に接続されている。ＥＣＵ１１１は、エンジン周辺の種々の制御を行う。また、上述のレール圧センサ１２１もＥＣＵ１１１に電気的に接続されている。また、燃料噴射装置１は、インテークマニホールド１０２に配置された吸気圧センサ１１８を備える。吸気圧センサ１１８は、インマニ圧力Ｐｉｍを取得する。

ＥＣＵ１１１は、制御部として機能する。また、ＥＣＵ１１１は、筒内圧センサ１１５とともに、インジェクタ１０７により噴射され着火した燃料の発熱量を取得する発熱量取得部に含まれる。具体的に、ＥＣＵ１１１は、筒内圧センサ１１５によって計測された筒内圧に基づいて筒内（燃焼室内）で着火した燃料の発熱量を取得する。筒内圧は、着火した燃料の発熱量と相関性を有することから、筒内圧を観測することにより、発熱量を把握することができる。さらに、ＥＣＵ１１１は、クランク角センサ１１６とともに、インジェクタ１０７により噴射された燃料噴射量を取得する燃料噴射量取得部に含まれる。具体的に、クランク角センサ１１６によって計測された回転変動よりその回転変動に対応するトルク相当量を算出することによって噴射された燃料噴射量を把握することができる。

以下、燃料噴射装置１の制御の一例について説明するが、まず、図２を参照して、噴孔腐食による噴射特性の変化について説明する。また、図３を参照して、噴孔腐食の有無による発熱量の相違について説明する。図２を参照すると、破線で示された噴孔腐食が無い状態のインジェクタ１０７の噴射特性と、実線で示された噴孔腐食が有る状態のインジェクタ１０７の噴射特性が描かれている。図３を参照すると、破線で示された噴孔腐食が無い状態のインジェクタ１０７における発熱量と、実線で示された噴孔腐食が有る状態のインジェクタ１０７における発熱量が描かれている。以下、図２を参照しつつ、噴孔腐食が有るインジェクタ７の噴射特性と、噴孔腐食が無いインジェクタ７の噴射特性とを、比較しつつ説明する。ここで、両者に対する噴射指令は同一であることが前提である。噴孔腐食が有るインジェクタ７の最大噴射率ｄＱ_１は、噴孔腐食が無いインジェクタ７の最大噴射率ｄＱ_０と比較して大きくなっている。また、噴孔腐食が有るインジェクタ７の噴射期間ｔ１は、噴孔腐食が無いインジェクタ７の噴射期間ｔ０と比較して短縮されている。これらの現象は、噴孔腐食による噴孔径の拡大に起因している。噴射期間の短縮については、最大噴射率ｄＱの増大に起因してインジェクタ７が備えるニードル弁を押し上げる力として作用する圧力が早期に低下し、ニードル弁の閉弁速度が上昇することが理由となる。なお、噴射された燃料噴射量自体は、変化しておらず、噴孔腐食が有る場合、最大噴射率ｄＱが増加している分、噴射期間が短縮され、一回に噴射される燃料噴射量は噴孔腐食が無い場合と同量となっている。このように、噴孔腐食が有る場合は、噴孔腐食が無い場合と同一の噴射指令に対して、最大噴射率ｄＱが増加し、噴射期間が短縮する現象が観察される。一方、図３を参照すると、発熱量の２つのピークが認められる。先のピークは、パイロット噴射によるもの、後のピークは、メイン噴射によるものである。いずれのピークにおいても、噴孔腐食が有る場合の発熱量が、噴孔腐食が無い場合の発熱量と比較して大きくなっている。これは、噴孔腐食が有る場合、噴孔出口端の径が大きくなることから、噴霧貫徹力が弱まり、筒内（燃焼室）の中心付近で燃焼する。この結果、発熱量が増大する。第１実施形態の燃料噴射装置１は、噴孔腐食の有無によって生じるこれらの現象の差異を観測することにより、インジェクタ異常の有無を判断する。なお、本明細書において、インジェクタ異常の主原因は噴孔腐食となるが、燃料噴射装置１における判断において、最終的に噴孔腐食であると判断することまでは求められるものではない。要は、上述の現象を捕捉することによって、インジェクタ異常の発生の有無を判断することができればよい。また、本明細書において噴孔腐食の概念には、噴孔に施されたメッキの剥がれも含まれるものとする。また、上述のように、本実施形態の燃料噴射装置１は、燃料噴射量が同等であることを捕捉することになるが、燃料噴射量が完全に同一であることを保障することは現実的でない。そこで、本明細書開示の実施形態において、比較する燃料噴射量の差が所定範囲内であれば、燃料噴射量は同一であるものとして取り扱うことができる。

図４に示すフロー図を参照すると、まず、ステップＳ１において、微小Ｑ学習条件を充足しているか否かを判断する。ここで、微小Ｑ学習条件とは、噴射された燃料噴射量を精度良く把握するための条件であり、例えば、エンジン回転数が、所定回転数以下であることが求められる。ここで、図５（Ａ）（Ｂ）を参照して、微小Ｑ学習条件について説明する。図５（Ａ）は低回転数の場合の筒内温度の推移を示している。低回転数の場合は、クランクアングルの変化が緩やかであるため、筒内が高温に保たれる高温期間が長期となる。すなわち、燃料が高温に曝される期間が長いため、噴射された燃料の全量が着火し、燃焼する。一方、図５（Ｂ）は高回転の場合の筒内温度の推移を示している。高回転の場合は、クランクアングルの変化が急であり、筒内温度が高温に保たれる高温期間が短期となる。すなわち、燃料が高温に曝される期間が短いため、噴射された燃料の一部のみが着火し、燃焼する。噴射された燃料噴射量をクランク角センサにより取得されるトルク相当量として把握する場合、噴射された燃料の全量が着火し、燃焼することが求められる。従って、微小Ｑ学習条件は、噴射された燃料の全量が着火し、燃焼する低回転数であることとなる。また、減速時のフェーエルカット制御実行中であることも微小Ｑ学習条件に含められる。フェーエルカット制御実行中であれば、燃料噴射量を評価するだけの目的の燃料噴射を行うことができ、燃料噴射量を把握するうえで都合がよい。

ステップＳ１でＮｏと判断したときは、処理は、リターンとなる。一方、ステップＳ１でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ２へ進む。ステップＳ２では、実際に燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ^３／ｓｔ］を取得する。具体的に、クランク角センサ１１６により、燃料噴射に基づく回転変動を把握し、そのトルク相当量より燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ^３／ｓｔ］を取得する。すなわち、図６中、点線で示すように、フェーエルカット制御実行中の期間に微量の燃焼噴射を行う。このように、微量の燃焼噴射とを行うと、噴射された燃料の発熱に起因して、図６中、点線で示すようにエンジン回転数の変動が起こる。この回転数変動をクランク角センサ１１６により検出する。エンジンの回転数変動が把握されれば、この回転数変動を起こすトルク相当量の燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ^３／ｓｔ］が取得される。回転数変動値から燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ^３／ｓｔ］を判定するためには、マップが用いられる。ここで、微量の燃料噴射を行う噴射指令は、以下の方針で設定されている。すなわち、噴射指令は、噴孔腐食が無いと仮定したときに、後に説明するステップＳ６において比較される基準燃料噴射量Ｑｖｒｅｆを噴射するように設定されている。

ステップＳ２に引き続き行われるステップＳ３では、噴孔腐食判定条件が充足されているか否かを判断する。第１実施形態では、後に詳述するように、ＥＣＵ１１１は、パイロット噴射における燃料噴射量と基準燃料噴射量との比較及びパイロット噴射における発熱量と基準発熱量との比較を行ってインジェクタ異常の発生の有無を判断する。このため、噴孔腐食判定条件として、吸気圧力、吸気温度がそれぞれ特定の範囲内であること、燃料性状、具体的にセタン価が所定範囲内であること等を設定することができる。吸気温度は吸気温センサ１１２により、吸気圧力は吸気圧センサ１１８により取得される。吸気温度や吸気圧力に関する条件は、以下の理由により、要求される。パイロット噴射に対する着火、燃焼は、自己着火であり、燃料が着火する場が高温、高圧であるほど自己着火し易くなる。すなわち、自己着火における着火遅れは、燃料が着火する場の温度、圧力に依存する。そのため、発熱量の予測には、温度、圧力の情報が必要となることを考慮したためである。燃料性状については、例えば、上述のような微小Ｑ学習を給油前後に行うことによって微小Ｑ学習値に変化が無いことが確認された場合には、燃料性状が所定範囲内にあると判断することができる。また、燃料性状センサを用いて、燃料に変化が無いことを保障するようにしてもよい。さらに、パイロット噴射の燃焼期間及び発熱量の算出が容易となるように、パイロット噴射により噴射された燃料の発熱量が明確に算出することができる適合条件であることを噴孔腐食判定条件に含めてもよい。図７（Ａ）はパイロット発熱量判定不可である燃焼状態の一例を示すグラフ、図７（Ｂ）はパイロット発熱量判定可能である燃焼状態の一例を示すグラフである。第１実施形態における噴孔腐食判定は、図７（Ｂ）で示すように、パイロット噴射によるピークとメイン噴射によるピークが明確に現れるタイミングで行われる。これにより、誤判定を抑制することができる。

ステップＳ３においてＮｏと判断したときは、処理はリターンとなる。一方、ステップＳ３でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ４へ進む。ステップＳ４ででは、筒内圧センサ１１５により、筒内圧Ｐ（θ）を取得する。そして、ステップＳ４に引き続いて行うステップＳ５では、筒内圧センサ１１５により測定された筒内圧Ｐ（θ）の履歴より、発熱量Ｑ（θ）を算出する。図８（Ａ）は筒内圧Ｐ（θ）の変化の一例を示すグラフ、図８（Ｂ）は熱発生率ｄＱ（θ）の変化の一例を示すグラフ、図８（Ｃ）は発熱量Ｑ（θ）の変化の一例を示すグラフである。

まず、式１により筒内圧Ｐ（θ）から熱発生率ｄＱ（θ）を算出する。式１において、Ｖ（θ）は、あるクランク角度における筒内容積であり、κは、定数である。
式１
ｄＱ（θ）＝
（κ・Ｐ（θ）・ｄＶ（θ）＋Ｖ（θ）・ｄＰ（θ））／（κ−１）

そして、式２により、熱発生率ｄＱ（θ）を積算して、発熱量Ｑ（θ）を算出する。
式２
Ｑ（θ）＝Ｑ（θ−Δθ）＋ｄＱ（θ）

そして、パイロット噴射による発熱量Ｑｐｌを算出する。ここで、上述した噴孔腐食判定条件にパイロット噴射とメイン噴射との発熱量が明確に切り分けることができる条件を含めておくことにより、図８（Ｃ）に示すようにパイロット噴射により噴射された燃料の発熱量を把握することができる。これにより、例えば、上死点０°ＣＡにおける値Ｑ（０）をパイロット発熱量Ｑｐｌとすることができる。すなわち、Ｑ（０）＝Ｑｐｌとすることができる。なお、熱発生率ｄＱ（θ）からパイロット噴射の燃焼期間を判定し、直接発熱量を算出してもよい。

ステップＳ５に引き続き行われるステップＳ６では、ステップＳ２で取得した燃料噴射量Ｑｖが基準燃料噴射量Ｑｖｒｅｆと同等であるか否かを判断する。これは、燃料噴射量が同一であることを確認し、パイロット噴射における燃料噴射量が、ステップＳ７におけるパイロット発熱量Ｑｐｌと基準発熱量Ｑｐｌｒｅｆとの比較の前提として適切であることを保障するものである。基準燃料噴射量Ｑｖｒｅｆは、噴孔腐食が無い状態の燃料噴射量として、フェーエルカット制御実行中の期間に行われる微量の燃焼噴射によって噴射される燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ^３／ｓｔ］と比較することができる燃料噴射量である。第１実施形態では、出荷時の状態における燃料噴射量を採用している。なお、燃料噴射量が同等であるとの判断は、上述のように完全に一致する場合のみでなく、誤差等を考慮してある程度の幅を持たせることができる。

ステップＳ６でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ７へ進む。ステップＳ７では、ステップＳ５で取得したパイロット発熱量Ｑｐｌが基準発熱量Ｑｐｌｒｅｆよりも大きいか否かを判断する。基準発熱量Ｑｐｌｒｅｆは、基準燃料噴射量Ｑｖｒｅｆに対応する発熱量である。基準発熱量Ｑｐｌｒｅｆは、ステップＳ３で判断した噴孔腐食判定条件に含められる条件と対等な条件下で基準燃料噴射量Ｑｖｒｅｆを噴射した場合の発熱量である。

ステップＳ７でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ８へ進む。ステップＳ８では、噴孔腐食が有ると判断する。噴孔腐食が発生しているときに特有の燃料噴射量に変化が無い状態で燃料の発熱量が増加していると判断されたため、インジェクタ異常の発生が発生している、より具体的に、噴孔腐食が発生していると結論づける。これにより、ユーザーは、インジェクタ交換等の措置を採ることができる。

ステップＳ６でＮｏと判断したとき、ステップＳ７でＮｏと判断したときは、いずれもステップＳ９へ進む。ステップＳ９では、噴孔腐食は無いと判断し、処理はリターンとなる。なお、ステップＳ６でＮｏと判断したときは、少なくとも、燃料噴射装置１に何らかの異常が発生していると判断することができる。このため、ステップＳ６でＮｏと判断した際に、警告灯の点灯をすることもできる。噴孔腐食の発生以外に考えられる異常の原因としては、例えば、インジェクタ１０７が備えるニードル弁の摩耗や、摺動不良、詰まり等が考えられる。

このように、第１実施形態の燃料噴射装置１によれば、インジェクタ１０７の異常発生の有無、より具体的にインジェクタ１０７の噴孔腐食の有無を適切に判断することができる。

なお、図４に示すフロー図は、一例であり、各ステップにおける措置は、適宜入れ換えて実施することができる。

（第２実施形態）
つぎに、第２実施形態について、図９、図１０を参照しつつ説明する。図９は第２実施形態の燃料噴射装置の制御の一例を示すフロー図である。なお、第２実施形態の燃料噴射装置１の概略構成は、第１実施形態と共通しているので、その詳細な説明は省略する。ただし、第２実施形態では、クランク角センサ１１６とＥＣＵ１１１とが協働して発熱量取得部として機能させている。また、第２実施形態における燃料噴射量取得部の機能は、ＥＣＵ１１１が担う。すなわち、ＥＣＵ１１１は、噴孔腐食の有無を判断する際に、予め定められた基準燃料噴射量を噴射するように噴射指令を行う。また、第２実施形態が第１実施形態とは、以下の点で異なる。すなわち、第１実施形態では、パイロット噴射発熱量Ｑｐｌを用いて噴孔腐食の有無を判断しているところ、第２実施形態では、フェーエルカット制御実行時に行う単発燃料噴射における発熱量を用いて噴孔腐食の有無を判断する。

まず、ステップＳ１１では、噴孔腐食判定条件としてエンジン回転数ＮＥが閾値として予め定められた所定回転数よりも高いか否かを判断する。本実施形態では、その閾値の一例として２０００ｒｐｍが設定されており、エンジン回転数ＮＥが２０００ｒｐｍよりも高いか否かを判断する。ここで、エンジン回転数ＮＥが２０００ｒｐｍよりも高いとの条件は、エンジンが高回転数状態であることを判定するものである。図１０を参照すると、エンジン１００の状態は、フェーエルカット制御（減速Ｆ／Ｃ）開始後の高回転数状態から徐々に低回転数状態に移行する。高回転数の場合、上述のように噴射された燃料が高温に曝される期間が短いため、噴射された燃料の一部のみが着火し、燃焼する（難着火条件）。一方、低回転数の場合、噴射された燃料が高温に曝される期間が長いため、噴射された燃料の全量が着火し、燃焼する（易着火条件）。

ステップＳ１１でＮｏと判断したときは、処理はリターンとなる。ステップＳ１１でＹｅｓと判断したときはステップＳ１２へ進む。ステップＳ１２では、微小量噴射を実施する。このとき、ＥＣＵ１１１は、予め定められた基準燃料噴射量を噴射する。ステップＳ１２に引き続き行われるステップＳ１３では、回転変動を検出する。具体的に、クランク角センサ１１６によって回転変動を検出する。そして、ステップＳ１４において、検出された回転変動の値から難着火条件における発熱量Ｑ_Ｈを算出する。

ステップＳ１５では、噴孔腐食判定条件として、エンジン回転数ＮＥが、上述の如く予め閾値の一例として定められた２０００ｒｐｍよりも高いか否かを判断する。すなわち、易着火条件であるか否かを判断する。ステップＳ１５でＮｏと判断したときは、処理はリターンとなる。ステップＳ１５でＹｅｓと判断したときはステップＳ１６へ進む。ステップＳ１６では、微小量噴射を実施する。このとき、ＥＣＵ１１１は、予め定められた基準燃料噴射量を噴射する。すなわち、ステップＳ１２で噴射した燃料噴射量と同量の噴射量とする。ステップＳ１６に引き続き行われるステップＳ１７では、回転変動を検出する。具体的に、クランク角センサ１１６によって回転変動を検出する。そして、ステップＳ１８において、検出された回転変動の値から易着火条件における発熱量Ｑ_Ｌを算出する。この発熱量Ｑ_Ｌは、基準燃料噴射量に対応する基準発熱量とみなすことができる。易着火条件においては、上述のように、噴射された燃料の全量が着火する。このため、噴孔腐食がある場合の発熱量Ｑ_Ｌと噴孔腐食が無い場合の発熱量Ｑ_Ｌとは同等となると考えられ、基準燃料噴射量に対応する基準発熱量として位置づけることができる。

ステップＳ１９では、発熱量差分ΔＱ＝Ｑ_Ｌ−Ｑ_Ｈを算出する。すなわち、難着火条件において行われた単発噴射における発熱量と基準発熱量との比較を行う。ここで、Ｑ_ＬとＱ_Ｈとを比較すると、易着火条件では全量の噴射燃料が着火、燃焼することからＱ_Ｌの方が大きくなる。

ステップＳ２０では、発熱量差分ΔＱが閾値βよりも小さいか否かを判断する。ここで、閾値βは、インジェクタ１０７に噴孔腐食が発生しておらず異常がないことが保障されている状態で、難着火条件及び易着火条件でそれぞれ基準燃料噴射量を噴射したときの発熱量の差分である。

インジェクタ１０７に噴孔腐食が発生していない場合、難着火条件における発熱量は小さい。このため、ΔＱは大きくなる。これに対し、インジェクタ１０７に噴孔腐食が発生している場合、噴射された燃料は、筒内の中心部で燃焼することから発熱量が大きくなる。従って、ΔＱが小さくなる。このように、ΔＱを閾値βと比較することにより、難着火条件における発熱量の変化を把握することができる。

従って、ステップＳ２０でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ２１へ進み、噴孔腐食が有るとの判定を行う。また、ステップＳ２０でＮｏと判断したときは、ステップＳ２１へ進み、噴孔腐食が無いとの判定を行う。ステップＳ２１、ステップＳ２２を経た後は、処理は、いずれもリターンとなる。

以上のような処理を経ることにより、インジェクタの異常発生の有無、インジェクタの噴孔腐食の有無を適切に判断することができる。なお、第２実施形態では、ステップＳ１２とステップＳ１６において、同量の燃料噴射指令を行うことにより、難着火条件における燃料噴射量と基準燃料噴射量とが同量であることを担保している。これに代えて、例えば、後の実施形態において説明する燃料導入経路に配置された圧力計１１７を用いて検出されるインジェクタ１０７に導入される燃料の圧力変動から実際の燃料噴射量を把握し、比較するようにしてもよい。

（第３実施形態）
つぎに、第３実施形態につき、図１１乃至図１７を参照しつつ説明する。図１１は第３実施形態の燃料噴射装置２０１が組み込まれたエンジン２００の概略構成を示す説明図である。第３実施形態の燃料噴射装置２０１は、以下の点で第１実施形態の燃料噴射装置１と異なる。すなわち、燃料噴射装置２０１は、燃料噴射装置１が備える筒内圧センサ１１５に代えて、インジェクタ１０７に燃料を導入する燃料導入経路に配置された圧力計１１７を備える。圧力計１１７は、インジェクタ１０７に導入される燃料の圧力変動を検出することができる。ＥＣＵ１１１は、圧力計１１７によって取得された圧力変動に基づいて着火した燃料の発熱量を取得する。なお、他の構成要素は、第１実施形態と異なるところがないため、共通する構成要素については、図面中、同一の参照番号を付してその詳細な説明は省略する。

図１２は、パイロット噴射とメイン噴射とを行った際の噴射率と筒内圧の時間変化を、噴孔腐食が有る場合と無い場合とで比較して示すグラフの一例である。図１３は、筒内圧と噴射率との関係を示すグラフの一例である。図１２を参照すると、筒内圧変化は、ピストンの圧縮動作による筒内圧の変化と、パイロット噴射やメイン噴射による筒内圧の変化が合算された値となる。ここで、筒内圧とインジェクタ１０７が備えるニードル弁の挙動との関係について説明する。筒内圧は、筒内側からニードル弁を押し上げる力としてニードル弁に作用する。従って、筒内圧が高くなると、筒内側からニードル弁に作用する力が強くなる。ニードル弁に作用する力は、開弁時には、ニードル弁を押し上げるアシスト力として作用し、閉弁時には、ニードル弁が閉じようとする力に対向する力として作用する。このため、筒内圧は、ニードル弁の開弁速度を速くし、閉弁速度を遅くする。

ここで、パイロット噴射時の筒内圧変化について説明する。パイロット噴射時の筒内圧は、それ以前に行われる噴射の影響を受けていない。このため、パイロット噴射時のニードル弁の開弁挙動は、噴孔腐食の有無にかかわらず、ほぼ一定となる。しかしながら、噴孔腐食が有る場合のパイロット噴射の発熱量は、噴孔腐食が無い場合のパイロット噴射の発熱量と比較して多い。これは、第１実施形態において説明したように、噴孔腐食が有る場合、噴孔出口端の径が大きくなることから、噴霧貫徹力が弱まり、筒内（燃焼室）の中心付近で燃焼することに起因する。このため、噴孔腐食が有る場合、パイロット噴射が行われたことによる筒内圧の変化は、噴孔腐食が無い場合と比較して大きくなり、噴孔腐食が有る場合の筒内圧が高くなる。パイロット噴射によるこのような筒内圧の上昇は、パイロット噴射に引き続いて行われるメイン噴射におけるニードル弁の挙動に影響を与える。

つぎに、メイン噴射時の筒内圧変化に着目する。上述のように噴孔腐食が有るインジェクタ１０７によるパイロット噴射が行われることにより、メイン噴射時の筒内圧は噴孔腐食が無い場合と比較して高くなっている。このため、図１３に示すように、筒内圧が高い場合のニードルの開弁速度は筒内圧が低い場合と比較して速くなる。また、筒内圧が高い場合のニードルの閉弁速度は筒内圧が低い場合と比較して遅くなる。さらに、筒内圧が高い場合の最大噴射率は筒内圧が低い場合と比較して低くなる。このように、噴孔腐食の有無によって、メイン噴射時のニードル弁の挙動に相違がみられる。このようなメイン噴射時のニードル弁の相違を解析することにより、パイロット噴射の発熱量を推定することができる。

具体的に、ニードル弁の挙動につき、図１４を参照して解析すると、筒内圧が異なることに起因して、ニードル速度、ニードルリフト量及び噴射期間ｔｉｎｊに差異がみられることがわかる。上述のように、メイン噴射時の筒内圧が高くなると、筒内側からインジェクタ１０７が備えるニードル弁に作用する力が強くなる。この結果、メイン噴射のニードルリフト量が増すとともに、噴射期間ｔｉｎｊに差異がみられる。このようなニードル弁の動きは、インジェクタ１０７に導入される燃料の圧力、すなわち、燃料入口圧力の変動という形で把握することができる。そこで、圧力計１１７で取得される燃料入口圧力の変動を参照することにより、発熱量を把握する。すなわち、第３実施形態において、ＥＣＵ１１１と圧力計１１７が発熱量取得部として機能する。圧力計１１７によって取得された値を用いることにより、平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅを推定することができる。平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅは、第１実施形態における筒内圧Ｐ（θ）に代えて、発熱量の評価に用いることができる。そこで、第３実施形態では、基本的に図４に示すフロー図に基づく制御が行われ、図４におけるステップＳ４の措置に代わる措置として、図１５に示すフロー図に基づく措置をとる。具体的に、基準の噴射条件にて噴射が行われた際に、圧力計１１７にて実噴射期間ｔｉｎｊ＿ｉを計測し、基準の噴射期間ｔｉｎｊ＿０と比較する。そして、噴射期間中の平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅを得る。以下、平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅについて説明する。

まず、ステップＳ４１では、基準の噴射条件が充足されているか否かを判断する。具体的に、筒内圧力推定に必要となる基準の噴射圧力、噴射量にて噴射が行われる状態であるか否かを判断する。なお、運転状態としては、通常運転時に、すなわち、通常走行時に行うことができるが、例えば、何らかの異常が検出された場合は、筒内圧力推定が容易な噴射条件に変更してもよい。具体的に、低噴射圧力で高噴射量の条件下で平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅの推定を実施するようにしてもよい。ステップＳ４１でＮｏと判断したときは、処理はリターンとなる。

ステップＳ４１でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ４２へ進む。ステップＳ４２では、圧力計１１７により燃料入口圧力波形を取得する。図１６は、燃料入口圧力波形の測定結果の例を示す説明図である。ステップＳ４３では、この波形を解析することにより、実噴射期間ｔｉｎｊ＿ｉを取得する。

ステップＳ４４では、噴射期間差分Δｔｉｎｊを算出する。具体的に式３の演算を行う。
式３
Δｔｉｎｊ＝ｔｉｎｊ＿ｉ−ｔｉｎｊ＿０
なお、添字のｉは計測値であることを示し、添字の０は基準の値であることを示す。

ステップＳ４５では、噴射圧Ｐｃｒを取得する。噴射圧Ｐｃｒは、レール圧センサ１２１の計測値として取得される。ステップＳ４６では、図１７に示すマップが参照され、平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅが推定される。図１７を参照すると、横軸が筒内圧Ｐｃｌｙとされ、縦軸が噴射期間差分Δｔｉｎｊとされている。このようなマップから、まず、噴射圧Ｐｃｒの値により、参照する線分が選択される。線分は、噴射圧Ｐｃｒが低いほど傾きが大きく、噴射期間差分Δｔｉｎｊの影響を受け易くなっている。参照すべき線分が選択された後は、ステップＳ４４で取得した噴射期間差分Δｔｉｎｊを当てはめることにより、平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅを算出することができる。すなわち、選択された線分に当てはめられた噴射期間差分Δｔｉｎｊに対応する筒内圧Ｐｃｌｙが平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅとして推定される。

以上のように算出、推定された平均筒内圧Ｐｃｌｙ＿ａｖｅを図４に示す筒内圧Ｐ（θ）に代えて採用し、演算を行うことによりパイロット発熱量Ｑｐｌを算出することができる。

（第４実施形態）
つぎに、第４実施形態につき、図１８乃至図２１を参照しつつ説明する。第４実施形態は、第３実施形態と同様に、第１実施形態における筒内圧Ｐ（θ）に代えて、開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐを採用する形態である。筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐは、第３実施形態と同様に圧力計１１７により取得される燃料入口圧力波形を解析することにより取得される。

まず、ステップＳ５１では、開弁時の筒内圧力推定が必要であるか否かを判断する。具体的に、過渡運転時の過給遅れの学習や過給機の劣化等による異常を判定するタイミングであるか否かを判断する。ステップＳ５１でＮｏと判断したときは、処理はリターンとなる。

ステップＳ５１でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ５２へ進む。ステップＳ５２では、圧力計１１７により燃料入口圧力波形を取得する。図１６は、燃料入口圧力波形の測定結果の例を示す説明図である。ステップＳ５３では、この波形を解析することにより、初期圧力降下量αを取得する。図１９は、燃料入口圧力の変化の一例を示すグラフである。このグラフを参照すると、初期圧力降下量αｉ、最大噴射率ｄＱｍａｘ及び噴射期間ｔｉｎｊを把握することができる。

ステップＳ５４では、噴射圧Ｐｃｒを取得する。噴射圧Ｐｃｒは、レール圧センサ１２１の計測値として取得される。そして、ステップＳ５５では、基準の初期圧力降下量α０を算出する。基準の初期圧力降下量α０は、ステップＳ５４で取得された噴射圧Ｐｃｒの一次元マップより取得される。

ステップＳ５６では、初期圧力降下量の差分Δαを算出する。具体的に式４の演算を行う。
式４
Δα＝αｉ−α０
なお、添字のｉは計測値であることを示し、添字の０は基準の値であることを示す。

ステップＳ５７では、図２０に示す開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐを取得するために参照されるマップを参照して開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐが算出される。図２０を参照すると、まず、噴射圧Ｐｃｒの値により、参照する線分が選択される。線分は、噴射圧Ｐｃｒが低いほど傾きが大きく、初期圧力降下量の差分Δαの影響を受け易くなっている。参照すべき線分が選択された後は、Δαを当てはめることにより、開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐを算出することができる。

以上のように算出、推定された開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐを図４に示す筒内圧Ｐ（θ）に代えて採用し、図４に示すステップＳ５において演算を行うことによりパイロット発熱量Ｑｐｌを算出することができる。ここで、図１２に示す情報に、パイロット噴射とメイン噴射による熱発生率の時間変化の情報を重ねて示す図２１を参照しつつ、パイロット発熱量Ｑｐｌの算出について説明する。図２１を参照すると、メイン噴射時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐは、ピストンの圧縮動作による圧力上昇分と、パイロット噴射による圧力上昇分とに分けることができる。図２１中、パイロット噴射による圧力上昇分に着目すると、噴孔腐食が有る場合のパイロット噴射分は、噴孔腐食が無い場合のパイロット噴射分と比較して圧力上昇幅が大きい。これは、図２１に熱発生率の変化を示すように、噴孔腐食の有無によってパイロット発熱量Ｑｐｌが異なるためである。パイロット発熱量Ｑｐｌが異なるのは、噴孔腐食が有る場合、噴孔出口端の径が大きくなることから、噴霧貫徹力が弱まり、筒内（燃焼室）の中心付近で燃焼することに起因する。すなわち、噴孔腐食が有るときは、パイロット噴射による発熱量が増加し、そのパイロット発熱量Ｑｐｌの増加が筒内圧の変化となり、筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐの値に現れる。従って、メイン噴射時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐを取得し、ステップＳ５において、取得した筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐと、噴孔腐食が無い場合の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐとを比較することによってパイロット発熱量Ｑｐｌを推定することができる。以後、ステップＳ６以下の処理を行うことにより、噴孔腐食の有無を判定することができる。

（第５実施形態）
つぎに、第５実施形態につき、図２２、図２３を参照しつつ、説明する。第５実施形態は、第３実施形態や第４実施形態と同様の燃料噴射装置２０１を備える。第５実施形態は、第３実施形態や第４実施形態と噴孔腐食の有無の判定プロセスが異なる。

まず、ステップＳ１０１では、圧力計１１７により、燃料入口圧力波形を取得する。そして、ステップＳ１０２では、第４実施形態と同様に初期圧力降下量αｉを取得する。そして、ステップＳ１０３では、図１８に示したフロー図におけるステップＳ５７と同様に、メイン噴射の開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐを算出する。ここで、筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐには、パイロット燃焼による圧力上昇分が含まれている。

そして、ステップＳ１０４では、吸気圧センサ１１８によりインマニ圧力Ｐｉｍを取得する。さらに、ステップＳ１０５では、メイン噴射の時期、すなわち、メイン噴射時期θｉｎｊを取得する。そして、ステップＳ１０６において、ステップＳ１０４で取得したインマニ圧力ＰｉｍとステップＳ１０５で取得したメイン噴射時期θｉｎｊからメイン噴射時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｃａｌを算出する。ここで、筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｃａｌは、パイロット噴射による圧力上昇が考慮されない値として算出される。

さらに、ステップＳ１０７では、ステップＳ１０３で取得した開弁時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐとステップＳ１０６で算出したメイン噴射時の筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｃａｌから、パイロット噴射による圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌを算出する。すなわち、パイロット噴射による圧力上昇が反映されている燃料入口圧力波形から算出される筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｏｐとパイロット噴射による圧力上昇が考慮されることなく算出された筒内圧Ｐｃｌｙ＿ｃａｌとから、パイロット噴射による圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌが算出される。

ステップＳ１０８では、パイロット噴射量Ｑｐｌを推定する。パイロット噴射量Ｑｐｌは、図２３にハッチングをして示したように、圧力計１１７により取得した燃料入口圧力の低下分として把握される。

ステップＳ１０９では、ステップＳ１０８で取得したパイロット噴射量ＱｐｌとステップＳ１０４で取得したインマニ圧力Ｐｉｍからパイロット噴射による圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌ＿ｃａｌを算出する。すなわち、噴孔腐食が発生していない状態でパイロット噴射量Ｑｐｌが着火し、燃焼したときの計算上の理論値として圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌ＿ｃａｌを算出する。このステップＳ１０９における演算に用いられるパイロット噴射量Ｑｐｌは、基準燃料噴射量としての意義を有することとなる。また、筒内圧は、発熱量と相関性を有するため、圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌ＿ｃａｌは、基準発熱量としての意義を有することとなる。

そして、ステップＳ１１０では、パイロット噴射量Ｑｐｌに変化ないか否かを確認する。具体的に、噴孔腐食がない状態のときのパイロット噴射量として予め記憶されているパイロット噴射量Ｑｐｌと比較して差異が認められないか否かを確認する。ステップＳ１１０でＮｏと判断したときは、処理はリターンとなる。ステップＳ１１０でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ１１１へ進む。ステップＳ１１１では、ステップＳ１０７で算出した圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌがステップＳ１０９で算出された圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌ＿ｃａｌよりも大きくなっているか否かを判断する。ステップＳ１１１でＹｅｓと判断したときは、ステップＳ１１２へ進み、噴孔腐食が発生していると判断する。すなわち、燃料噴射量の差異が認められない場合に、実測された圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌが大きくなっている場合は、インジェクタ異常が発生している、より具体的に、噴孔腐食が発生していると判断する。噴射燃料量が同一であるにもかかわらず、圧力が高くなる、すなわち、発熱量が大きくなる現象は、噴孔腐食が発生しているときに特有の現象だからである。

以上説明したように、第５実施形態によっても、インジェクタ１０７の異常発生の有無、インジェクタ１０７の噴孔腐食の有無を適切に判断することができる。

なお、圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌと、圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌ＿ｃａｌとが異なっている場合は、パイロット燃焼異常が発生していると判断することができる。このように、圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌと、圧力上昇Ｐｃｏｍｂ＿ｐｌ＿ｃａｌとの比較は、パイロットの燃焼状態の推定に用いることができる。

上記実施形態は本発明を実施するための例にすぎず、本発明はこれらに限定されるものではなく、これらの実施例を種々変形することは本発明の範囲内であり、更に本発明の範囲内において、他の様々な実施例が可能であることは上記記載から自明である。

１ 燃料噴射装置 １００ エンジン
１０１ エンジン本体 １０２ インテークマニホールド
１０３ エキゾーストマニホールド １０４ 吸気管
１０５ 排気管 １０７ インジェクタ
１１１ ＥＣＵ １１５ 筒内圧センサ
１１６ クランク角センサ １１７ 圧力計
１２０ ニードルリフトセンサ

Claims (5)

1. エンジンの筒内へ燃料を噴射するインジェクタと、
   前記インジェクタにより噴射された燃料噴射量を取得する燃料噴射量取得部と、
   前記インジェクタにより噴射され着火した燃料の発熱量を取得する発熱量取得部と、
   前記燃料噴射量取得部によって取得された燃料噴射量と基準燃料噴射量との差が所定範囲内であり、かつ、前記発熱量取得部によって取得された発熱量が前記基準燃料噴射量に対応する基準発熱量よりも大きいと判断した場合に、インジェクタ異常が発生していると判断する制御部と、
   を、備える燃料噴射装置。
2. 前記制御部は、パイロット噴射における燃料噴射量と前記基準燃料噴射量との比較及び前記パイロット噴射における発熱量と前記基準発熱量との比較を行ってインジェクタ異常の発生の有無を判断する請求項１に記載の燃料噴射装置。
3. 前記制御部は、フェーエルカット制御実行時に行う単発燃料噴射における前記単発噴射における発熱量と前記基準発熱量との比較を行ってインジェクタ異常の発生の有無を判断する請求項１に記載の燃料噴射装置。
4. 前記発熱量取得部は、筒内圧に基づいて前記着火した燃料の発熱量を取得する請求項１乃至３のいずれか一項に記載の燃料噴射装置。
5. 前記発熱量取得部は、前記インジェクタに導入される燃料の圧力変動に基づいて前記着火した燃料の発熱量を取得する請求項１乃至３のいずれか一項に記載の燃料噴射装置。

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