JP6546105B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の制御装置に関する。

周知のように、筒内噴射式の内燃機関では、気筒内に燃料を噴射するために高圧燃料の供給が必要となる。そのため、この種の内燃機関では、フィードポンプによって燃料タンクから汲み出した燃料を加圧室で加圧する高圧ポンプ等を備えている。

こうした高圧ポンプ内の燃料温度を推定する方法が、従来、種々提案されている。例えば、高圧ポンプ内の燃料温度は高圧ポンプの温度から推定することが可能であるが、特許文献１に記載の装置では、高圧ポンプの温度を、高圧ポンプの発熱要素及び吸熱要素及び排熱要素の３つの要素から推定するようにしている。

ここで、高圧ポンプでは、内燃機関のカムシャフトによって駆動されるプランジャがシリンダ内を往復移動しており、プランジャとシリンダとが摺動することによって摩擦熱が発生する。カムシャフトによって駆動されるプランジャの往復速度は機関回転速度に依存するため、機関回転速度が高くなるほどそうした摩擦熱の発生量は多くなる。そこで、同文献１では、高圧ポンプの発熱要素に関する温度を算出する際に機関回転速度を考慮するようにしている。

他方、特許文献２に記載されているように、高圧ポンプにおいてシリンダを挟んだ加圧室の反対側に副室を設けるとともに、この副室と高圧ポンプ内の低圧燃料通路とを連通路で連通させたものが知られている。

こうした副室及び連通路を備える高圧ポンプでは、プランジャが下降して低圧燃料通路から加圧室へと燃料が吸入される過程では、副室から連通路を介して低圧燃料通路に燃料が送られる。また、プランジャが上昇して加圧室から低圧燃料通路に燃料が押し戻される過程では、低圧燃料通路から連通路を介して副室に燃料が送られる。このように連通路を介して低圧燃料通路と副室との間では燃料移動が行われるため、プランジャが往復移動しても、低圧燃料通路内における圧力脈動の発生が抑えられるようになる。

特開２０１１−９４５２４号公報 特開２００８−２３６１号公報 特表２００３−５１３１９３号公報

ところで、上述したような低圧燃料通路に繋がる副室を有する高圧ポンプでは、上述したような機関回転速度を考慮しても高圧ポンプ内の燃料温度を精度よく推定できない場合があり、そうした燃料温度の推定について更なる改善の余地を残すものとなっている。

ちなみに、高圧ポンプ内の燃料温度を精度よく推定できない場合には、例えば以下のような不都合の発生も懸念される。
すなわち、高圧ポンプ内の燃料温度が燃料の沸点以上に上昇すると、高圧ポンプ内の燃料がベーパ化して、加圧動作を行っても内部のベーパが圧縮されるだけで液体の燃料に圧力を加えられない、いわゆるベーパロックの状態となる。そこで、従来、高圧ポンプ内の燃料温度が閾値以上となったときには、フィードポンプから高圧ポンプに供給される燃料の圧力であるフィード圧を増大させるフィード圧制御を行うことでベーパロックの発生を抑える装置が提案されている（特許文献３など）。そうしたフィード圧制御の実行に際して燃料温度の推定値を算出することが考えられるが、燃料温度の推定精度が低いと、実際の燃料温度が閾値に達していないにもかかわらず、フィード圧が増大されてしまい、フィードポンプの消費電力の不要な増加を、ひいては発電負荷の増大による内燃機関の燃費の不要な悪化を招くおそれがある。また、燃料温度の推定精度が低いと、実際の燃料温度が既に閾値に達しているにもかかわらず、フィード圧の増大が行われず、その結果、ベーパロックの発生を抑えることができなくなるおそれもある。

本発明は、こうした実情に鑑みてなされたものであり、その解決しようとする課題は、高圧ポンプ内の燃料温度の推定精度を高めることのできる内燃機関の制御装置を提供することにある。

上記課題を解決する制御装置は、シリンダと、前記シリンダ内を往復移動するプランジャと、前記シリンダ及び前記プランジャによって区画される加圧室と、フィードポンプによって燃料タンクから汲み出された低圧燃料を前記加圧室に供給する低圧燃料通路と、前記加圧室で加圧された高圧燃料が吐出される高圧燃料通路と、前記シリンダを挟んだ前記加圧室の反対側に設けられた副室と、前記副室と前記低圧燃料通路とを連通する連通路と、を有する高圧ポンプを備えた内燃機関に適用される制御装置である。そして、この制御装置は、前記内燃機関の機関回転速度を取得する回転速度取得部と、前記加圧室で加圧された高圧燃料の圧力を取得する圧力取得部と、前記高圧ポンプの内部の燃料温度を算出する燃温算出部と、を備えている。そして、前記燃温算出部にて前記燃料温度を算出するパラメータとして前記機関回転速度と前記高圧燃料の圧力とを含んでおり、前記燃温算出部は、前記機関回転速度が高いときほど算出される前記燃料温度が高くなるように同燃料温度を算出するとともに、前記高圧燃料の圧力が高いときほど前記加圧室から前記副室に漏れる燃料の熱量が多くなるように同熱量を算出することによって前記高圧燃料の圧力が高いときほど算出される前記燃料温度が高くなるように同燃料温度を算出するようにしている。

機関回転速度が高くなると、プランジャとシリンダとが摺動することによって発生する摩擦熱が多くなるため、高圧ポンプ内の燃料温度は高くなる。そこで、上記燃温算出部では、機関回転速度が高いときほど高圧ポンプ内の燃料温度が高くなるように同燃料温度を算出する。

他方、高圧ポンプから加圧された燃料が吐出されるときには、プランジャとシリンダとの間の隙間を介して加圧室から上記副室へと少量の燃料が漏れるのであるが、副室は連通路を介して低圧燃料通路に接続されているため、加圧室から副室に流れた漏れ燃料の圧力は低下する。こうした燃料の圧力低下が起きると、漏れ燃料の温度が上昇することを本発明者は見出した。そして、そうして漏れ出た燃料の熱量は、漏れ燃料の圧力低下量が大きく漏れ燃料の量が多いほど多くなり、漏れ燃料の圧力低下量に相関する漏れ燃料の量は、加圧室で加圧された高圧燃料の圧力が高いときほど大きくなる。

そこで、上記制御装置の燃温算出部では、本発明者が見出した上記燃料の温度上昇現象に関する知見に基づき、高圧ポンプ内の燃料温度を算出するパラメータとして上述した機関回転速度に加えて、さらに加圧室で加圧された高圧燃料の圧力も含むようにしており、高圧燃料の圧力が高いときほど加圧室から副室に漏れる燃料の熱量が多くなるように同熱量を算出し、これにより加圧室で加圧された高圧燃料の圧力が高いときほど算出される燃料温度が高くなるようにしている。従って、低圧燃料通路に繋がる副室を有する高圧ポンプにおいて、同ポンプ内の燃料温度の推定精度を高めることができるようになる。

上記制御装置において、前記燃温算出部は、予め求められている値であって前記高圧ポンプの吐出圧を最大吐出圧に設定したときの前記熱量を同熱量の最大熱量として記憶しており、前記燃温算出部は、前記最大吐出圧に対する前記高圧燃料の圧力の比率を前記最大熱量に乗算して前記熱量を算出する、という構成を採用することにより、漏れ燃料の熱量を求めることができる。

また、上記制御装置において、前記圧力取得部を第１圧力取得部としたときに、前記低圧燃料通路内の低圧燃料の圧力を取得する第２圧力取得部を備えており、前記燃温算出部は、前記高圧燃料の圧力と前記低圧燃料の圧力との差が大きいときほど前記熱量が多くなるように同熱量を算出する、という構成を採用することにより、漏れ燃料の熱量を求めることもできる。同構成によれば、高圧燃料の圧力と低圧燃料の圧力との差を求めることにより、漏れ燃料の圧力低下量を算出し、その差に基づいて漏れ燃料の熱量が算出されるため、加圧室で加圧された高圧燃料の圧力に基づいて漏れ燃料の熱量を算出する構成に比べて、熱量の推定精度をより高めることができる。

また、上記制御装置において、前記燃温算出部で算出された前記燃料温度が高いときほど前記フィードポンプの吐出圧を増大させるフィード圧制御を実行するフィード圧制御部を備えるようにしてもよい。

同構成によれば、上記燃温算出部によって、高圧ポンプ内の燃料温度が精度よく推定されるため、上記フィード圧制御の実行に際しては、より実際の燃料温度に合わせてフィード圧の変更を行うことができるようになり、その結果、フィード圧不足による高圧ポンプでのベーパロックの発生を抑えたり、フィード圧の増大による内燃機関の燃費の悪化を抑えたりすることができるようになる。

内燃機関の制御装置の一実施形態が適用される内燃機関の燃料系の構成を模式的に示す略図。 同実施形態におけるフィード圧制御の実施態様を説明するグラフ。 高圧燃料の圧力を変化させたときのリターン燃料の温度変化を示すタイムチャート。 燃料の圧力低下量と燃料の温度上昇量との関係を示すグラフ。 燃料温度と動粘度との関係を示すグラフ。

以下、内燃機関の制御装置の一実施形態を、図１〜図５を参照して説明する。
＜内燃機関の燃料系の構成＞
図１に示すように、本実施形態の制御装置が適用される車載用の内燃機関１の燃料系は、燃料タンク１０内に設置された電動式のフィードポンプ１２や、内燃機関１のシリンダヘッドカバーに設置された高圧ポンプ１８などを備えている。

フィードポンプ１２を駆動する電力は、内燃機関１のクランクシャフトによって駆動されるオルタネータによって発電されている。フィードポンプ１２には、燃料タンク１０から汲み出した燃料が吐出される低圧燃料配管１１が接続されており、低圧燃料配管１１におけるフィードポンプ１２の燃料吐出口との接続部分には、燃料の逆流を防止する逆止弁１３が設けられている。また、低圧燃料配管１１における逆止弁１３の下流側の部分には、燃料を濾過するフィルタ１４が設けられている。

さらに、燃料タンク１０内には、リリーフ弁１６が設けられてもいる。リリーフ弁１６は、低圧燃料配管１１内の燃圧が規定のリリーフ圧を上回ったときに開弁して、低圧燃料配管１１内の燃料を燃料タンク１０にリリーフする。

低圧燃料配管１１は、燃料タンク１０の外で２つの通路に分岐され、分岐された通路の一方は低圧側デリバリパイプ１７に、もう一方は高圧ポンプ１８に設けられた低圧燃料通路４４にそれぞれ接続されている。低圧側デリバリパイプ１７には、内燃機関１の各気筒の吸気ポートにそれぞれ設置された、気筒別のポート噴射用の低圧燃料噴射弁１９がそれぞれ接続されている。また、低圧側デリバリパイプ１７には、その内部の燃圧である低圧側燃圧Ｐｆを検出する低圧側燃圧センサ２０が取り付けられている。なお、低圧側燃圧Ｐｆは、高圧ポンプ１８に設けられた低圧燃料通路４４内の低圧燃料の圧力と同一である。

一方、高圧ポンプ１８の低圧燃料通路４４の途中には、燃料室２１が設けられており、この燃料室２１の内部には燃圧脈動を減衰させるためのパルセーションダンパ２３が設置されている。この燃料室２１は、高圧ポンプ１８においてフィードポンプ１２から吐出された低圧燃料が流れる低圧燃料通路４４の一部を構成している。

さらに、高圧ポンプ１８は、シリンダ４０と、内燃機関１のカムシャフト２５に設けられたカム２６の回転に応じてシリンダ４０内を往復移動するプランジャ２７と、シリンダ４０及びプランジャ２７によって区画される加圧室２２とを備えている。

プランジャ２７の末端にはカム２６に当接しながら回転するカムフォロワ４３が設けられており、カムフォロワ４３とカム２６との接触面には、オイルジェット５０から内燃機関１の潤滑油が供給されている。

また、高圧ポンプ１８の内部であってシリンダ４０を挟んだ加圧室２２の反対側には、連通路４２を介して燃料室２１に接続された副室４１が設けられており、プランジャ２７の往復移動に伴う燃料室２１と副室４１との間の燃料移動が連通路４２を介して行われる。また、この副室４１には、プランジャ２７とシリンダ４０との隙間を介して加圧室２２から漏れ出た燃料が流入し、その漏れ出た燃料は連通路４２を介して燃料室２１に戻される。

燃料室２１と加圧室２２とは、電磁スピル弁２４を介して接続されている。電磁スピル弁２４は、通電に応じて閉弁する常開式の弁で、開弁時には、燃料室２１と加圧室２２とを連通し、閉弁時には、それらの連通を遮断する。

さらに加圧室２２には、高圧ポンプ１８内に設けられてチェック弁２８を有する高圧燃料通路４５が接続されており、この高圧燃料通路４５は高圧側デリバリパイプ３０に接続されている。また、上記高圧燃料通路４５には、上記チェック弁２８を迂回するリターン燃料通路４６が接続されており、リターン燃料通路４６の途中にはリリーフ弁２９が設けられている。

チェック弁２８は、加圧室２２内の燃圧が高圧側デリバリパイプ３０内の燃圧よりも規定の吐出開始圧以上に高くなったときに開弁して、加圧室２２から高圧側デリバリパイプ３０への燃料吐出を許容する。リリーフ弁２９は、高圧側デリバリパイプ３０内の燃圧が加圧室２２内の燃圧よりも規定のリリーフ開始圧以上に高くなったときに開弁して、高圧側デリバリパイプ３０から加圧室２２への燃料のリリーフを許容する。

高圧側デリバリパイプ３０には、内燃機関１の各気筒にそれぞれ設置された、気筒別の筒内噴射用の高圧燃料噴射弁３１がそれぞれ接続されている。また、高圧側デリバリパイプ３０には、その内部の燃圧である高圧側燃圧Ｐｍを検出する高圧側燃圧センサ３２が取り付けられている。なお、高圧側燃圧Ｐｍは、加圧室２２で加圧された高圧燃料の圧力と同じである。

高圧ポンプ１８の加圧動作は、以下のようにして行われる。なお、以下の説明では、カム２６によるプランジャ２７の往復動における、加圧室２２の容積を拡大する方向への移動をプランジャ２７の下降と記載し、加圧室２２の容積を縮小する方向への移動をプランジャ２７の上昇と記載する。

電磁スピル弁２４が開弁した状態でプランジャ２７が下降すると、加圧室２２の容積が拡大し、低圧燃料配管１１を通じてフィードポンプ１２から燃料室２１に送られた燃料がその容積の拡大に応じて加圧室２２内に吸引される。プランジャ２７が下降から上昇に転じると、加圧室２２の容積が次第に縮小するようになる。このとき、電磁スピル弁２４が開弁したままであると、加圧室２２に吸引された燃料が燃料室２１に押し戻される。こうしたプランジャ２７の上昇中に、電磁スピル弁２４への通電を開始して同電磁スピル弁２４を閉弁すると、加圧室２２が密閉され、その内部の燃圧がプランジャ２７の上昇に応じて上昇するようになる。そして、加圧室２２内の燃圧が、高圧側デリバリパイプ３０内の燃圧よりも吐出開始圧以上に高くなるまで上昇すると、チェック弁２８が開いて、加圧室２２内の燃料が高圧側デリバリパイプ３０に吐出される。

こうした高圧ポンプ１８における高圧側デリバリパイプ３０への高圧燃料の吐出量は、プランジャ２７の上昇期間における電磁スピル弁２４の通電開始時期を変更することによって調整される。

また、プランジャ２７が下降すると、燃料室２１から加圧室２２へと燃料が吸入される一方で、副室４１からは連通路４２を介して燃料室２１に燃料が送られる。また、プランジャ２７が上昇すると、加圧室２２から燃料室２１に燃料が押し戻される一方で、燃料室２１からは連通路４２を介して副室４１に燃料が送られる。このように連通路４２を介して燃料室２１と副室４１との間では燃料移動が行われるため、プランジャ２７が往復移動しても、燃料室２１や低圧燃料配管１１内における圧力脈動の発生は抑えられる。

こうした燃料系を有する内燃機関１は、電子制御ユニット３３により制御されている。電子制御ユニット３３は、機関制御のための各種演算処理を行う中央演算処理装置、制御用のプログラムやデータが予め記憶された読出専用メモリ、中央演算処理装置の演算結果やセンサの検出結果などを一時的に記憶する読み書き可能メモリを備える制御装置である。そして、電子制御ユニット３３は、高圧ポンプ１８内の燃料温度を算出する燃温算出部３３Ａや、フィードポンプ１２の作動を制御するフィード圧制御部３３Ｂ、高圧ポンプ１８の作動を制御する制御部などを備えている。また、電子制御ユニット３３は、高圧側燃圧センサ３２の検出値を読み込むことによって加圧室２２で加圧された高圧燃料の圧力（高圧側燃圧Ｐｍ）を取得する第１圧力取得部３３Ｃや、低圧側燃圧センサ２０の検出値を読み込むことによって低圧燃料通路４４内の低圧燃料の圧力（低圧側燃圧Ｐｆ）を取得する第２圧力取得部３３Ｄを備えている。また、電子制御ユニット３３は、内燃機関１のクランクシャフトの回転位相を検出するクランク角センサ３４の検出値を読み込むことにより、内燃機関１の機関回転速度ＮＥを取得する回転速度取得部３３Ｅも備えている。

さらに、電子制御ユニット３３には、上述の低圧側燃圧センサ２０、高圧側燃圧センサ３２、及びクランク角センサ３４に加え、エアフロメータ３５、アクセルペダルセンサ３６、吸気温センサ３７、水温センサ３８、油温センサ３９などの各種センサの検出信号も入力されている。なお、エアフロメータ３５は、内燃機関１の吸入空気量ＧＡを検出する。また、アクセルペダルセンサ３６は、運転者のアクセルペダルの踏み込み量ＡＣＣＰを検出する。また、吸気温センサ３７は内燃機関１に吸入される吸気の温度である吸気温度ＴＨＡを検出し、水温センサ３８は内燃機関１の冷却水の温度である冷却水温ＴＨＷを検出し、油温センサは内燃機関１の潤滑油の温度である油温ＴＨＯを検出する。

そして、電子制御ユニット３３は、それらセンサの検出結果に基づき、高圧ポンプ１８に設けられた電磁スピル弁２４の通電開始時期を制御して同高圧ポンプ１８の作動制御を行う。また、電子制御ユニット３３は、それらセンサの検出結果に基づき、フィードポンプ１２の作動制御を行う。また、電子制御ユニット３３は、低圧燃料噴射弁１９や高圧燃料噴射弁３１の通電制御を通じて内燃機関１の燃料噴射制御も行う。なお、電子制御ユニット３３は、エアフロメータ３５及びアクセルペダルセンサ３６の検出結果から機関負荷ＫＬを演算して求めている。

＜燃料の噴き分け＞
電子制御ユニット３３は、低圧燃料噴射弁１９及び高圧燃料噴射弁３１による燃料の噴き分けを実施して噴射態様を変化させる。例えば、低回転低負荷領域では低圧燃料噴射弁１９によるポート噴射のみを行い、中負荷中回転領域では低圧燃料噴射弁１９及び高圧燃料噴射弁３１の双方を用いたポート噴射及び筒内噴射を行う。そして、高負荷高回転領域では高圧燃料噴射弁３１による筒内噴射のみを行う。こうした燃料の噴き分けは、機関運転状態に基づいて設定される燃料噴射量Ｑのうちで低圧燃料噴射弁１９から噴射させる燃料量の割合を示すポート噴射割合Ｒｐを種々変更することにより実行される。

ポート噴射割合Ｒｐは、機関負荷ＫＬや機関回転速度ＮＥ等の機関運転状態に基づき「０≦Ｒｐ≦１」の範囲内で可変設定され、燃料噴射量Ｑに対してポート噴射割合Ｒｐを乗算した結果得られる燃料量が低圧燃料噴射弁１９の燃料噴射量として設定される。一方、「１」からポート噴射割合Ｒｐを減じた値が、燃料噴射量Ｑのうちで高圧燃料噴射弁３１から噴射させる燃料量の割合を示す筒内噴射割合Ｒｄとして算出される（Ｒｄ＝１−Ｒｐ）。そして、燃料噴射量Ｑに対して筒内噴射割合Ｒｄを乗算した結果得られる燃料量が高圧燃料噴射弁３１の燃料噴射量として設定される。

＜高圧ポンプ１８のベーパロック＞
上述したような噴き分けなどにより、高圧燃料噴射弁３１による燃料噴射が停止されて、高圧ポンプ１８の加圧動作の頻度が低減されると、高圧ポンプ１８の燃料はほとんど入れ替わらなくなる。高圧ポンプ１８は、内燃機関１の運転中に高温となるカム室内に設置されているため、燃料の入れ替わりがないと、高圧ポンプ１８内の燃料が高温化してベーパが発生することがある。

高圧ポンプ１８内の燃料にベーパが発生すると、電磁スピル弁２４を閉弁した状態でプランジャ２７が上昇しても、ベーパが圧縮されるだけで、液体の燃料はほとんど加圧されなくなる。そのため、高圧ポンプ１８が加圧動作を行っても、燃料の加圧が行われなくなる、いわゆるベーパロックの状態となり、高圧側デリバリパイプ３０への燃料供給が滞るようになってしまう。

ここで、図２に示すように、高圧ポンプ１８内の燃料温度が高くなるほど、ベーパの発生を抑えるために必要な最低燃圧ＰＦＬは高くなっていくため、高圧ポンプ１８内の燃料温度が高いときほどフィードポンプ１２から吐出される低圧燃料の燃圧、つまりフィード圧が高くなるようにすれば、上述したベーパロックの発生を抑えることができる。

そこで、電子制御ユニット３３は、下記のフィード圧制御を通じて、そうした高圧ポンプ１８のベーパロックに対処している。以下、こうしたベーパロックの解消にかかる制御の詳細を説明する。

＜フィードポンプ１２のフィード圧制御＞
電子制御ユニット３３のフィード圧制御部３３Ｂは、高圧ポンプ１８内の燃料温度（以下、燃温という）Ｔｆが高いときほどフィードポンプ１２のフィード圧が高くなるようにフィードポンプ１２の作動を制御する。

具体的には、電子制御ユニット３３は、上記燃温算出部３３Ａにて上記燃温Ｔｆを算出することにより、同燃温Ｔｆを推定する。そして、電子制御ユニット３３のフィード圧制御部３３Ｂは、算出された燃温Ｔｆに基づいてフィードポンプ１２の目標フィード圧ＦＰを設定する。そして、フィード圧制御部３３Ｂは、上記低圧側燃圧Ｐｆと目標フィード圧ＦＰとの偏差に基づき、それらの偏差が縮小するようにフィードポンプ１２の吐出圧を制御する。

先の図２に示すように、電子制御ユニット３３のフィード圧制御部３３Ｂは、燃温Ｔｆが所定の第１燃温Ｔｆ１よりも低い場合には、第１燃温Ｔｆ１での上記最低燃圧ＰＦＬよりもやや高い燃圧である第１燃圧Ｐ１を上記目標フィード圧ＦＰに設定する。また、燃温Ｔｆが、上記第１燃温Ｔｆ１以上であって且つ上記第１燃温Ｔｆ１よりも高い温度に設定された第２燃温Ｔｆ２未満の場合には、第２燃温Ｔｆ２での最低燃圧ＰＦＬよりもやや高い燃圧である第２燃圧Ｐ２を上記目標フィード圧ＦＰに設定する。そして、燃温Ｔｆが上記第２燃温Ｔｆ２以上の場合には、第２燃圧Ｐ２よりも所定圧だけ高い第３燃圧Ｐ３を上記目標フィード圧ＦＰに設定する。なお、上記第１燃圧Ｐ１、上記第２燃圧Ｐ２、及び上記第３燃圧Ｐ３は、予めの実験等によって最適な値が予め設定されている。

こうしたフィード圧制御の実行により、燃温Ｔｆが高くなるについてフィードポンプ１２のフィード圧は段階的に高められていき、こうしたフィード圧の増大によって高圧ポンプ１８内の燃料の圧力も高められていくため、高圧ポンプ１８内の燃温Ｔｆが高くなっても、ベーパロックの発生は抑えられる。

＜燃温Ｔｆの算出＞
電子制御ユニット３３の上記燃温算出部３３Ａは、上記フィード圧制御を行うために上記燃温Ｔｆを所定周期毎（例えば数ｍｓ毎）に算出して推定する。ここで、燃温Ｔｆの推定精度が低い場合には、以下のような不都合が生じるおそれがある。

例えば、推定した燃温Ｔｆが実際の燃温よりも高い場合には、実際の燃温が上記第１燃温Ｔｆ１や上記第２燃温Ｔｆ２に達する前にフィード圧の増大が行われてしまうため、フィードポンプ１２の消費電力の不要な増加を招いてしまい、ひいては発電負荷の増大による内燃機関１の燃費の悪化を招く結果となる。また、推定した燃温Ｔｆが実際の燃温よりも低い場合には、実際の燃温が上記第１燃温Ｔｆ１や上記第２燃温Ｔｆ２に達していてもフィード圧の増大が行われない可能性があり、この場合には、高圧ポンプ１８のベーパロックを適切に抑えられないおそれがある。

そこで、電子制御ユニット３３の上記燃温算出部３３Ａは、下記のように高圧ポンプ１８での熱授受から燃温Ｔｆを算出することにより、燃温Ｔｆの推定精度を高めるようにしている。

まず、高圧ポンプ１８のカムフォロワ４３には、オイルジェット５０から潤滑油が供給されているため、潤滑油から高圧ポンプ１８には受熱による熱伝達が起きて高圧ポンプ１８の温度は上昇する。この受熱による熱伝達量を熱伝達量Ｑｏ［Ｊ／ｓ］とする。

また、高圧ポンプ１８から周囲の空気には放熱による熱伝達が起きて高圧ポンプ１８の温度が低下する。この放熱による熱伝達量を熱伝達量［Ｊ／ｓ］Ｑａとする。
また、高圧ポンプ１８に流入した燃料によって高圧ポンプ１８は冷却されるため、高圧ポンプ１８の温度が低下する。こうした高圧ポンプ１８内に流入する燃料の熱量と高圧ポンプ１８内から流出した燃料の熱量との差を熱量差Ｑｆ［Ｊ／ｓ］とする。

また、高圧ポンプ１８からは熱が発生するため、このときの単位時間当たりの発熱量を発熱量Ｑｈｐ［Ｊ／ｓ］とする。
そして、高圧ポンプ１８内に存在する燃料の温度は高圧ポンプ１８の温度とほぼ等しくなることから、高圧ポンプ１８での熱授受は、上記の各熱伝達量、熱量差、発熱量、及び燃温Ｔｆ等を使った次式（１）に示すモデル式で表すことができる。

Qo+Qa+Qf+Qhp＝Mhp・Chp・(Tf−Tfold) …（１）
Mhp：高圧ポンプの質量［g］
Chp：高圧ポンプの比熱［J/g・K］
Tf：現在の高圧ポンプ内の燃温［K］
Tfold：前回推定された高圧ポンプ内の燃温［K］

潤滑油から高圧ポンプ１８に伝わる熱伝達量Ｑｏは、次式（２）で表すことができる。なお、式（２）から分かるように、潤滑油の温度が燃料温度よりも高いときには、熱伝達量Ｑｏは正の値になる。

Qo=Koil・Sp1・(THO−Tfold) …（２）
Koil： 潤滑油と高圧ポンプとの間の熱伝達係数［J/m2・K・s］
Sp1：潤滑油と高圧ポンプとが接触する部分の表面積［m2］
THO：油温［K］

高圧ポンプ１８から周囲の空気に伝わる熱伝達量Ｑａは、次式（３）で表すことができる。

Qa＝Kair・Sp2・(Tahp−Tfold) …（３）
Kair：高圧ポンプと空気との間の熱伝達係数［J/m2・K・s］
Sp2：高圧ポンプと空気とが接触する部分の表面積［m2］
Tahp：雰囲気温度（高圧ポンプ周りの空気の温度）［K］

なお、式（３）から分かるように、燃料温度が雰囲気温度Ｔａｈｐよりも高いときには、熱伝達量Ｑａは負の値になる。また、内燃機関１が搭載された車両が走行しているときには、高圧ポンプ１８の周囲に存在する空気の流速が車速に変化に合わせて変化する。そのため、高圧ポンプ１８と空気との間の熱伝達係数Ｋａｉｒは、車速に応じて変化させることが好ましい。

ここで、雰囲気温度Ｔａｈｐは、次式（４）に基づき、吸気温度ＴＨＡ及び冷却水温ＴＨＷを利用して推定可能なことを本発明者は確認しているため、上記式（３）に次式（４）を代入すると、式（３）は次式（５）になる。なお、式（４）の重み付け係数Ｋｈｐの値については、雰囲気温度Ｔａｈｐが実際の温度に近づくように適合試験等を行い、その結果から得られた適合値が設定されている。

Tahp＝(1−Khp)・THA+Khp・THW …（４）
Khp：重み付け係数
THA：吸気温度［K］
THW：冷却水温［K］

Qa＝Kair・Sp2・{((1−Khp)・THA+Khp・THW)−Tfold} …（５）

上記熱量差Ｑｆは、高圧ポンプ１８に流入する燃料の温度Ｔｆｉｎと前回推定された高圧ポンプ１８内の燃料の温度（燃温Ｔｆｏｌｄ）との差、及び高圧ポンプ１８に流入する燃料の流量Ｆｈｐに相関するため、次式（６）で表すことができる。

Qf＝Cfu・(Tfin−Tfold)・Fhp …（６）
Cfu：燃料の定圧比熱［J/g・K］
Tfin：高圧ポンプに流入する燃料の温度［K］
Fhp: 高圧ポンプに流入する燃料の流量［g/s］
（＊高圧燃料噴射弁の単位時間（秒）当たりの燃料噴射量［g/s］で代用）

なお、通常は、前回推定された高圧ポンプ１８内の燃温Ｔｆｏｌｄ、つまり高圧ポンプ１８から流出した燃料の温度よりも、高圧ポンプ１８に対して新たに流入してくる燃料の温度Ｔｆｉｎの方が低い。そのため、式（６）から分かるように、熱量差Ｑｆは基本的に負の値になる。

ここで、高圧ポンプに流入する燃料の流量は、高圧燃料噴射弁３１の燃料噴射量と相関しており、燃料噴射量が増大すると高圧ポンプ１８に流入する燃料の流量は増大する。そこで、そうした高圧ポンプ１８に流入する燃料の流量Ｆｈｐを示すパラメータとして、単位時間当たりの高圧燃料噴射弁３１の燃料噴射量を利用している。なお、高圧ポンプに流入する燃料の温度Ｔｆｉｎは、燃料配管における燃料の熱授受をモデル化した式を構築し、その構築した式を使って推定することができる。また、高圧ポンプに流入する燃料の温度Ｔｆｉｎは、温度センサを使って実際に検出することも可能である。ここで、本発明者は、高圧ポンプに流入する燃料の温度Ｔｆｉｎが吸気温度ＴＨＡと相関していることを、実験を通じて確認している。そこで、本実施形態では、高圧ポンプに流入する燃料の温度Ｔｆｉｎとして、簡易的に吸気温度ＴＨＡを代用するようにしており、式（６）の「Ｔｆｉｎ」を「ＴＨＡ」に置き換えると、式（６）は次式（７）になる。

Qf＝Cfu・(THA−Tfold)・Fhp …（７）
THA：吸気温度［K］
Fhp: 高圧ポンプに流入する燃料の流量［g/s］
（＊高圧燃料噴射弁の単位時間（秒）当たりの燃料噴射量［g/s］で代用）

高圧ポンプ１８での発熱量Ｑｈｐは、次のようにして求めることができる。

まず、プランジャ２７がシリンダ４０内を往復移動するときには、プランジャ２７とシリンダ４０とが摺動することによって摩擦熱が発生する。また、プランジャ２７の往復速度は機関回転速度ＮＥに依存し、機関回転速度ＮＥが高くなるほど摩擦熱の発生量は多くなる。そのため、この摩擦熱による単位時間当たりの発熱量を発熱量Ｑｈｐ１［Ｊ／ｓ］とすると、発熱量Ｑｈｐ１は、次式（８）で表すことができる。

Qhp1=Kh・NE^Kn …（８）
Kh：適合係数
NE：機関回転速度［r.p.m］
Kn：適合係数(例えば「１」など)

上記式（８）の適合係数Ｋｈ、Ｋｎの各値については、式（８）から求められる発熱量Ｑｈｐ１が実際の発熱量に近づくように適合試験等を行い、その結果から得られた適合値が設定されている。

他方、図３に、高圧ポンプの加圧室で加圧された高圧燃料を燃料タンク内に戻すリターン配管を備える燃料系において、高圧燃料の圧力を種々変化させるとともに、リターン配管を介して燃料タンク内に排出されたリターン燃料の温度を計測した実験結果を示す。なお、この実験で使用した燃料系は、上記実施形態の内燃機関１の燃料系とは異なるものであるが、後述する燃料の圧力低下に伴う同燃料の温度上昇については、本実施形態の燃料系でもあっても同様に起きる。

この実験で使用した燃料系の加圧室で加圧された高圧燃料がリターン配管に排出されると、高圧状態にあった燃料の圧力は低下する。ここで、同図３に示すように、加圧室で加圧された高圧燃料の圧力が高いときほど、リターン配管に排出されたリターン燃料の温度は高くなる傾向があることを本発明者は確認している。つまり、図４に示すように、リターン燃料の圧力低下量ＰＤが大きいほど、リターン燃料の温度上昇量は大きくなる傾向があることを本発明者は確認している。

ここで、上記高圧ポンプ１８から加圧された燃料が吐出されるときには、プランジャ２７とシリンダ４０との間の隙間を介して加圧室２２から副室４１へと少量の燃料が漏れるのであるが、このようにして加圧室２２から副室４１に燃料が漏れると、その漏れ燃料の圧力は低下するため、そうした漏れ燃料においても上述した温度上昇は起きる。また、そうした漏れ燃料の温度上昇量は、加圧室２２から副室４１に漏れる燃料の量が多いほど大きくなる。

温度の上昇した漏れ燃料が燃料室２１に戻されると、高圧ポンプ１８内において加圧される前の燃料の温度が上昇する。このように高圧ポンプ１８では、上述した漏れ燃料の温度上昇も起こるため、こうした温度上昇量を示す漏れ燃料の単位時間当たりの熱量を熱量Ｑｈｐ２［Ｊ／ｓ］とすると、熱量Ｑｈｐ２は、次式（９）で表すことができる。

Qhp2=Kr1・LK …（９）
Kr1：適合係数
LK：加圧室２２から副室４１に漏れる単位時間当たりの漏れ燃料量［g/s］

上記式（９）の適合係数Ｋｒ１の値は、プランジャ２７とシリンダ４０との間の隙間における高圧ポンプ１８と漏れ燃料との間の熱伝達係数や、同隙間における漏れ燃料と高圧ポンプ１８との接触面積等を反映させた値であって、式（９）から求められる熱量Ｑｈｐ２が実際の熱量に近づくように適合試験等を行い、その結果から得られた適合値を設定する。また、高圧側燃圧Ｐｍと低圧側燃圧Ｐｆとの差が大きく、上述した燃料の圧力低下量ＰＤが大きいときほど、漏れ燃料量ＬＫは多くなり、漏れ燃料量ＬＫが多いときほど熱量Ｑｈｐ２は多くなるため、上記式（９）では、そうした圧力低下量ＰＤに相関する漏れ燃料量ＬＫ及び適合係数Ｋｒ１を使って熱量Ｑｈｐ２を算出する。

また、上記漏れ燃料量ＬＫは、高圧側燃圧Ｐｍと低圧側燃圧Ｐｆとの差圧、並びにプランジャ２７とシリンダ４０との間の隙間における漏れ燃料の通過面積Ｓに比例し、燃料の動粘度νに反比例するため、次式（１０）で表すことができる。

LK=Kr2・{(Pm−Pf)^(1/2)}・S・(1/ν) …（１０）
Kr2：適合係数
Pm：高圧側燃圧［MPa］
Pf：低圧側燃圧［MPa］
S：漏れ燃料の通過面積［cm2］
ν：動粘度

なお、図５に示すように、燃料温度が高くなるほど動粘度νは小さくなる。そのため、推定された燃温Ｔｆが高いときほど動粘度νは小さい値となるように燃温Ｔｆに基づいて可変設定することが好ましい。また、上記式（１０）の適合係数Ｋｒ２の値については、式（１０）から求められる漏れ燃料量ＬＫが実際の量に近づくように適合試験等を行い、その結果から得られた適合値を設定する。また、上記式（１０）からわかるように、高圧側燃圧Ｐｍが高いほど、あるいは低圧側燃圧Ｐｆが低いほど、算出される漏れ燃料量ＬＫは多くなるため、漏れ燃料量ＬＫは高圧側燃圧Ｐｍや低圧側燃圧Ｐｆの関数となっている。

そして、上記式（９）に上記式（１０）を代入することにより、熱量Ｑｈｐ２は、次式（１１）で表すことができる。

Qhp2=Kr1・Kr2・{(Pm−Pf)^(1/2)}・S・(1/ν) …（１１）
Kr1：適合係数
Kr2：適合係数
Pm：高圧側燃圧［MPa］
Pf：低圧側燃圧［MPa］
S：漏れ燃料の通過面積［cm2］
ν：動粘度

そして、高圧ポンプ１８の発熱量Ｑｈｐは、次式（１２）で表すことができる。

Qhp=Qhp1+Qhp2 …（１２）
Qhp1：発熱量［J/s］
Qhp2：熱量［J/s］

ここで、上記式（８）に示されるように、発熱量Ｑｈｐ１は機関回転速度ＮＥに相関する関数になっている。また、上記式（９）及び上記式（１０）に示されるように、熱量Ｑｈｐ２は、高圧側燃圧Ｐｍに相関する関数になっている。

そこで、高圧ポンプ１８の吐出圧を設定可能な最大吐出圧ＰＭＡＸに高めるとともに、内燃機関１の機関回転速度ＮＥを許容最高回転速度ＮＥＭＡＸにまで上昇させた状態での高圧ポンプ１８での単位時間当たりの発熱量を予めの実験等を通じて計測しておき、その計測値を、高圧ポンプ１８で発生する単位時間当たりの最大熱量ＰｐｆＭＡＸとして設定する。そして、最大吐出圧ＰＭＡＸに対する現状の高圧側燃圧Ｐｍの比率（Ｐｍ／ＰＭＡＸ）と、許容最高回転速度ＮＥＭＡＸに対する現状の機関回転速度ＮＥの比率（ＮＥ／ＮＥＭＡＸ）とを算出し、それら各比率を上記最大熱量ＰｐｆＭＡＸに乗算する。

こうした算出を行うことにより、現状の高圧側燃圧Ｐｍ及び現状の機関回転速度ＮＥにおける発熱量Ｑｈｐを簡易的に求めることができる。なお、こうした算出を行う際には、その算出式に予め設定された適合係数を組み込むことにより、発熱量Ｑｈｐの算出値を実際の発熱量により一層近づけることができる。そこで、本実施形態では、上記式（８）〜上記式（１２）を使った高圧ポンプ１８での発熱量Ｑｈｐの算出に代えて、次式（１３）から発熱量Ｑｈｐを求めている。

Qhp=Kpfhp1・PpfMAX・(Pm/PMAX)^Kp・(NE/NEMAX)^Kn …（式１３）
Kpfhp1：適合係数
PpfMAX：最大吐出圧PMAX及び許容最高回転速度NEMAXにおいて
高圧ポンプで発生する単位時間当たりの最大熱量［J/s］
Pm：高圧側燃圧［MPa］
PMAX：高圧ポンプの最大吐出圧［MPa］
Kp：適合係数(例えば「１」など)
NE：機関回転速度［r.p.m］
NEMAX：内燃機関の許容最高回転速度［r.p.m］
Kn：適合係数(例えば「１」など)

なお、上記適合係数Ｋｐｆｈｐ１、Ｋｐ、Ｋｎの各値については、式（１３）から求められる発熱量Ｑｈｐが実際の発熱量に近づくように適合試験等を行い、その結果から得られた適合値がそれぞれ設定されている。

そして、上記式（１）に上記式（２）、上記式（５）、上記式（７）、上記式（１３）を代入する。また、適合係数Ｋｏｈｐ、Ｋａｈｐ、Ｋｆｈｐ、Ｋｐｆｈｐを、「Ｋｏｈｐ＝（Ｋｏｉｌ・Ｓｐ１）／（Ｍｈｐ・Ｃｈｐ）」、「Ｋａｈｐ＝（Ｋａｉｒ・Ｓｐ２）／（Ｍｈｐ・Ｃｈｐ）」、「Ｋｆｈｐ＝Ｃｆｕ／（Ｍｈｐ・Ｃｈｐ）」、「Ｋｐｆｈｐ＝Ｋｐｆｈｐ１／（Ｍｈｐ・Ｃｈｐ）」と定義する。そうすることで、式（１）は次式（１４）に変形することができる。

Tf=(1−Kahp−Kfhp・Fhp−Kohp)・Tfold＋Kahp・Khp・THW＋Kohp・THO＋Kahp・(1−Khp)・THA＋{Kpfhp・PpfMAX・(Pm/PMAX)^Kp・(NE/NEMAX)^Kn}＋Kfhp・Fhp・THA …（１４）

この式（１４）を用いて、電子制御ユニット３３の上記燃温算出部３３Ａは燃温Ｔｆを推定する。すなわち、前回の推定周期で推定された高圧ポンプ１８内の燃温Ｔｆｏｌｄと、今回の推定周期において取得した各種変数パラメータ、すなわち冷却水温ＴＨＷ、油温ＴＨＯ、吸気温度ＴＨＡ、高圧側燃圧Ｐｍ、機関回転速度ＮＥ、及び高圧ポンプ１８に流入する燃料の流量Ｆｈｐを上記式（１４）に代入して、今回の推定周期における燃温Ｔｆ（現在の高圧ポンプ１８内の燃温Ｔｆ）を算出する。

なお、上記燃温算出部３３Ａは、機関始動時に取得した冷却水温ＴＨＷ及び油温ＴＨＯ及び吸気温度ＴＨＡのうちでもっと高い温度を、機関始動時における燃温Ｔｆの初期値として設定する。

次に、このように構成される本実施形態の作用、並びにその効果について説明する。
機関回転速度ＮＥが高くなると、プランジャ２７とシリンダ４０とが摺動することによって発生する摩擦熱が多くなるため、高圧ポンプ１８内の燃料温度は高くなる。そこで、本実施形態では、上記式（１４）を使うことにより、機関回転速度ＮＥが高いときほど算出される燃温Ｔｆが高くなるようにしている。

また、上述したように、高圧ポンプ１８において加圧された燃料が吐出されるときには、加圧室２２から副室４１に漏れ出た燃料の温度が上昇する。また、そうした漏れ燃料の温度上昇量は高圧側燃圧Ｐｍが高いときほど多くなる。そこで、本実施形態では、高圧ポンプ１８内の燃温Ｔｆを推定するときには、上述した機関回転速度ＮＥに依存する熱量に加えて、さらに高圧側燃圧Ｐｍに基づいてそうした漏れ燃料の熱量を算出している。より具体的には、上記式（１４）を使うことにより、高圧側燃圧Ｐｍの圧力が高いときほど加圧室２２から副室４１に漏れる燃料の熱量が多くなるようにその熱量を算出し、これにより加圧室２２で加圧された高圧燃料の圧力（高圧側燃圧Ｐｍ）が高いときほど、算出される燃温Ｔｆが高くなるようにしている。このように、本実施形態では、燃温Ｔｆの算出に際して、従って、燃温Ｔｆの推定精度をより一層高めることができる。

そして、このようにして燃温Ｔｆの推定精度が向上するために、上述したフィード圧制御の実行に際しては、より実際の燃料温度に合わせてフィード圧の変更を行うことができるようになり、その結果、フィード圧不足による高圧ポンプ１８でのベーパロックの発生を抑えたり、フィード圧の増大による燃費の悪化を抑えたりすることができる。

また、内燃機関１の運転を停止してから十分に時間が経過した後に機関始動が行われるとき、いわゆる冷間始動時には、機関始動時における冷却水温ＴＨＷ及び油温ＴＨＯ及び吸気温度ＴＨＡ及び高圧ポンプ１８内の燃料温度がともに同じ温度になっている。そこで、機関始動時に取得した冷却水温ＴＨＷ及び油温ＴＨＯ及び吸気温度ＴＨＡのうちでもっと高い温度を、機関始動時における燃温Ｔｆの初期値として設定するようにしており、これにより燃温Ｔｆの初期値を簡易な態様で精度よく設定することができる。

一方、内燃機関１の運転を停止してからあまり時間が経過していない状態で機関始動が行われるとき、いわゆるデッドソークからの機関始動時には、機関始動時における冷却水温ＴＨＷ及び油温ＴＨＯ及び吸気温度ＴＨＡの全てが高圧ポンプ１８内の燃料温度よりも高い温度となっていることを本発明者は確認している。従って、機関始動時に取得した冷却水温ＴＨＷ及び油温ＴＨＯ及び吸気温度ＴＨＡのうちでもっと高い温度を、機関始動時における燃温Ｔｆの初期値として設定するようにしている上記実施形態によれば、デッドソークからの機関始動時において、燃温Ｔｆの初期値は実際の燃料温度よりも高い温度に設定される。このようにして燃温Ｔｆの初期値が実際の燃料温度よりも高い温度に設定されると、実際の燃料温度が上記第１燃温Ｔｆ１や上記第２燃温Ｔｆ２に達する前に、フィード圧の増大が行われるようになるため、機関運転に対して悪影響を与える上記ベーパロックの発生を少なくとも抑えることができる。

なお、上記実施形態は、以下のように変更して実施することもできる。
・高圧ポンプ１８での発熱量Ｑｈｐを上記式（１３）から求めるようにした。この他、上記式（１３）に代えて、上記式（８）〜上記式（１２）を使って発熱量Ｑｈｐを求めるようにしてもよい。この変形例の場合には、上記発熱量Ｑｈｐ１及び上記熱量Ｑｈｐ２が互いに独立してそれぞれ求められる。また、熱量Ｑｈｐ２の算出に際しては実際の燃料の圧力低下量（Ｐｍ−Ｐｆ）に基づいて漏れ燃料の熱量が求められる。そのため、式（１３）による簡易的な発熱量Ｑｈｐの算出に比べて発熱量Ｑｈｐの精度をより高めることができる。

・高圧ポンプ１８に流入する燃料の温度Ｔｆｉｎを吸気温度ＴＨＡで代用した。この他、燃料配管での燃料の熱授受をモデル化した式を構築し、その構築した式を使って高圧ポンプ１８に流入する燃料の温度Ｔｆｉｎを推定することにより、同温度Ｔｆｉｎの精度を高めるようにしてもよい。また、温度センサを使って実際に高圧ポンプ１８に流入する燃料の温度Ｔｆｉｎを検出してもよい。なお、これら変形例の場合には、熱量差Ｑｆの算出式が上記式（７）ではなく、上記式（６）になる。そのため、上記式（１４）に示した「Kfhp・Fhp・THA」の数式は、「Kfhp・Fhp・Tfin」に変わることになる。

・フィードポンプ１２のフィード圧制御では、フィード圧を３段階に変更するようにしたが、２段階に変更したり、４段階以上に変更したりしてもよい。また、燃温Ｔｆの上昇に合わせてフィード圧を連続的に増大させるようにしてもよい。

・連通路４２は燃料室２１に接続されていたが、そうした連通路４２を燃料室２１以外の低圧燃料通路４４に接続してもよい。

１…内燃機関、１０…燃料タンク、１１…低圧燃料配管、１２…フィードポンプ、１３…逆止弁、１４…フィルタ、１６…リリーフ弁、１７…低圧側デリバリパイプ、１８…高圧ポンプ、１９…低圧燃料噴射弁、２０…低圧側燃圧センサ、２１…燃料室、２２…加圧室、２３…パルセーションダンパ、２４…電磁スピル弁、２５…カムシャフト、２６…カム、２７…プランジャ、２８…チェック弁、２９…リリーフ弁、３０…高圧側デリバリパイプ、３１…高圧燃料噴射弁、３２…高圧側燃圧センサ、３３…電子制御ユニット、３３Ａ…燃温算出部、３３Ｂ…フィード圧制御部、３３Ｃ…第１圧力取得部、３３Ｄ…第２圧力取得部、３３Ｅ…回転速度取得部、３４…クランク角センサ、３５…エアフロメータ、３６…アクセルペダルセンサ、３７…吸気温センサ、３８…水温センサ、３９…油温センサ、４０…シリンダ、４１…副室、４２…連通路、４３…カムフォロワ、４４…低圧燃料通路、４５…高圧燃料通路、４６…リターン燃料通路、５０…オイルジェット。

Claims (4)

1. シリンダと、前記シリンダ内を往復移動するプランジャと、前記シリンダ及び前記プランジャによって区画される加圧室と、フィードポンプによって燃料タンクから汲み出された低圧燃料を前記加圧室に供給する低圧燃料通路と、前記加圧室で加圧された高圧燃料が吐出される高圧燃料通路と、前記シリンダを挟んだ前記加圧室の反対側に設けられた副室と、前記副室と前記低圧燃料通路とを連通する連通路と、を有する高圧ポンプを備える内燃機関の制御装置であって、
   前記内燃機関の機関回転速度を取得する回転速度取得部と、
   前記加圧室で加圧された高圧燃料の圧力を取得する圧力取得部と、
   前記高圧ポンプの内部の燃料温度を算出する燃温算出部と、
   を備えており、
   前記燃温算出部にて前記燃料温度を算出するパラメータとして前記機関回転速度と前記高圧燃料の圧力とを含んでおり、
   前記燃温算出部は、前記機関回転速度が高いときほど算出される前記燃料温度が高くなるように同燃料温度を算出するとともに、前記高圧燃料の圧力が高いときほど前記加圧室から前記副室に漏れる燃料の熱量が多くなるように同熱量を算出することによって前記高圧燃料の圧力が高いときほど算出される前記燃料温度が高くなるように同燃料温度を算出する
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記燃温算出部は、予め求められている値であって前記高圧ポンプの吐出圧を最大吐出圧に設定したときの前記熱量を同熱量の最大熱量として記憶しており、
   前記燃温算出部は、前記最大吐出圧に対する前記高圧燃料の圧力の比率を前記最大熱量に乗算して前記熱量を算出する
   請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記圧力取得部を第１圧力取得部としたときに、
   前記低圧燃料通路内の低圧燃料の圧力を取得する第２圧力取得部を備えており、
   前記燃温算出部は、前記高圧燃料の圧力と前記低圧燃料の圧力との差が大きいときほど前記熱量が多くなるように同熱量を算出する
   請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記燃温算出部で算出された前記燃料温度が高いときほど前記フィードポンプの吐出圧を増大させるフィード圧制御部を備える
   請求項１〜３のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。

Images