WO2014162832A1 - 燃料噴射装置 - Google Patents

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WO2014162832A1
WO2014162832A1 PCT/JP2014/056512 JP2014056512W WO2014162832A1 WO 2014162832 A1 WO2014162832 A1 WO 2014162832A1 JP 2014056512 W JP2014056512 W JP 2014056512W WO 2014162832 A1 WO2014162832 A1 WO 2014162832A1
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fuel injection
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池本雅里
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トヨタ自動車株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a fuel injection device.
  • Patent Document 1 proposes reducing the amount of EGR (Exhaust Gas Recirculation) when SO 3 exceeds an allowable value in consideration of corrosion of a fuel injection valve (injector).
  • a fuel injection device disclosed in the present specification includes an injector that injects fuel into a cylinder of an engine, and a fuel injection amount acquisition unit that acquires a fuel injection amount injected by the injector.
  • a control unit that determines that an injector abnormality has occurred when it is determined that the heat generation amount acquired by the heat generation amount acquisition unit is larger than a reference heat generation amount corresponding to the reference fuel injection amount.
  • the calorific value When the difference from the reference fuel injection amount is within a predetermined range and no difference is observed in the fuel injection amount, but the calorific value is different, it is considered that some abnormality has occurred in the fuel injection device. In particular, when the calorific value is large, it is determined that the injector is abnormal. In the case of injector abnormalities, especially when injection hole corrosion occurs or the plating applied to the injection hole is peeled off, the amount of heat generated due to the change in the fuel injection mode, even though the fuel injection amount does not change. Increase. By capturing this phenomenon, the injector abnormality is determined.
  • the control unit can determine whether or not an injector abnormality has occurred by comparing the fuel injection amount in pilot injection with the reference fuel injection amount and comparing the heat generation amount in the pilot injection with the reference heat generation amount. .
  • the heat generation amount in the pilot injection is not easily affected by the in-cylinder environment change before and after the pilot injection, and the heat generation amount can be accurately grasped.
  • the reference fuel injection amount in this case can be, for example, the fuel injection amount when the injector is injected under the same conditions as the pilot injection in the shipping state.
  • the control unit compares the fuel injection amount in the single fuel injection performed at the time of executing the fuel cut control with the reference fuel injection amount, and compares the heat generation amount in the single injection with the reference heat generation amount, so that the occurrence of the injector abnormality is generated.
  • the presence or absence can be determined.
  • the single fuel injection performed at the time of executing the fuel cut control can be performed at the timing before and after the fuel injection, and it is difficult to be affected by the change in the in-cylinder environment, so that the heat generation amount can be accurately grasped.
  • the reference fuel injection amount in this case can be, for example, the fuel injection amount when the injector is injected under the same conditions as the single fuel injection in the shipping state.
  • the heat generation amount acquisition unit can acquire the heat generation amount of the ignited fuel based on the in-cylinder pressure. Since the in-cylinder pressure has a correlation with the calorific value, the calorific value of the ignited fuel can be acquired based on the in-cylinder pressure.
  • the calorific value acquisition unit can acquire the calorific value of the ignited fuel based on the pressure fluctuation of the fuel introduced into the injector.
  • the change in the in-cylinder pressure affects the operation of the needle valve provided in the injector, and the pressure of the fuel introduced into the injector, that is, the fuel inlet pressure fluctuates. Therefore, the amount of heat generated can be grasped by referring to the fluctuation of the fuel inlet pressure.
  • FIG. 1 is an explanatory diagram showing a schematic configuration of an engine in which the fuel injection device of the first embodiment is incorporated.
  • FIG. 2 is a graph showing changes in injection characteristics due to injection hole corrosion in the injector.
  • FIG. 3 is a graph showing the difference in calorific value depending on the presence or absence of nozzle hole corrosion.
  • FIG. 4 is a flowchart showing an example of control of the fuel injection device according to the first embodiment.
  • FIG. 5A is a graph showing a period during which the inside of the cylinder is hot at a low rotation speed
  • FIG. 5B is a graph showing a period during which the inside of the cylinder is high at a high rotation speed.
  • FIG. 6 is a graph showing an example of the relationship between the fuel injection amount and the engine speed.
  • FIG. 7A is a graph showing an example of the combustion state in which the pilot heat generation amount cannot be determined
  • FIG. 7B is a graph showing an example of the combustion state in which the pilot heat generation amount can be determined
  • 8A is a graph showing an example of a change in in-cylinder pressure
  • FIG. 8B is a graph showing an example of a change in heat generation rate
  • FIG. 8C is a graph showing an example of a change in heat generation amount. is there.
  • FIG. 9 is a flowchart showing an example of control of the fuel injection device according to the second embodiment.
  • FIG. 10 is a graph showing changes in engine speed in the fuel cut control.
  • FIG. 11 is an explanatory diagram showing a schematic configuration of an engine in which the fuel injection device of the third embodiment is incorporated.
  • FIG. 12 is an example of a graph showing a change in in-cylinder pressure when pilot injection and main injection are performed in comparison with a case where there is injection hole corrosion and a case where there is no injection hole corrosion.
  • FIG. 13 is an example of a graph showing the relationship between the in-cylinder pressure and the injection rate.
  • FIG. 14 is a graph showing an example of the influence of the in-cylinder pressure on the injection behavior (needle speed, needle lift amount, and injection period).
  • FIG. 15 is a flowchart showing an example of a method for calculating the average in-cylinder pressure.
  • FIG. 16 is an explanatory diagram showing an example of the measurement result of the fuel inlet pressure waveform.
  • FIG. 17 is an example of a map referred to for obtaining the average in-cylinder pressure.
  • FIG. 18 is a flowchart showing an example of a method for calculating the in-cylinder pressure when the valve is opened in the fourth embodiment.
  • FIG. 19 is a graph showing an example of a change in the fuel inlet pressure.
  • FIG. 20 is an example of a map referred to in order to acquire the in-cylinder pressure at the time of valve opening.
  • FIG. 21 is an example of a graph showing the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of valve opening when main injection is performed by comparing the case with and without the injection hole corrosion.
  • FIG. 22 is a flowchart showing an example of control of the fuel injection device according to the fifth embodiment.
  • FIG. 23 is a graph showing changes in fuel pressure due to fuel injection.
  • FIG. 1 is an explanatory diagram showing a schematic configuration of an engine 100 in which the fuel injection device 1 of the embodiment is incorporated.
  • the engine 100 is an engine that performs in-cylinder injection, more specifically, a diesel engine.
  • the engine 100 has four cylinders.
  • the engine 100 includes an engine body 101, and the engine body 101 includes # 1 cylinder to # 4 cylinder.
  • the fuel injection device 1 is incorporated in the engine 100.
  • the fuel injection device 1 includes # 1 injectors 107-1 to # 4 injectors 107-4 corresponding to # 1 cylinder to # 4 cylinders.
  • the # 1 cylinder is equipped with a # 1 injector 107-1 and the # 2 cylinder is equipped with a # 2 injector 107-2.
  • the # 3 cylinder is equipped with a # 3 injector 107-3, and the # 4 cylinder is equipped with a # 4 injector 107-4.
  • # 1 injector 107-1 to # 4 injector 107-4 are connected to common rail 120, and high-pressure fuel is supplied from common rail 120.
  • a rail pressure sensor 121 is attached to the common rail 120.
  • the rail pressure sensor 121 acquires the
  • the engine 100 includes an intake manifold 102 and an exhaust manifold 103 attached to the engine main body 101.
  • An intake pipe 104 is connected to the intake manifold 102.
  • An exhaust pipe 105 is connected to the exhaust manifold 103 and one end of an EGR passage 108 is connected. The other end of the EGR passage 108 is connected to the intake pipe 104.
  • An EGR cooler 109 is provided in the EGR passage 108.
  • the EGR passage 108 is provided with an EGR valve 110 that controls the flow state of the exhaust gas.
  • An air flow meter 106 is connected to the intake pipe 104.
  • the air flow meter 106 is electrically connected to the ECU 111.
  • the ECU 111 is electrically connected to an injector 107-i (i represents a cylinder number), specifically, # 1 injector 107-1 to # 4 injector 107-4.
  • the ECU 111 can separately instruct fuel injection while the engine is stopped to the # 1 injector 107-1 to # 4 injector 107-4.
  • the ECU 111 is electrically connected to an intake air temperature sensor 112 that measures the intake air temperature, a water temperature sensor 113 that measures the temperature of the cooling water, and a fuel temperature sensor 114 that measures the temperature of the fuel.
  • In-cylinder pressure sensor (CPS: Combustion Pressure Sensor) 115 for measuring the combustion pressure, that is, the in-cylinder pressure, is mounted on each of cylinders # 1 to # 4 included in engine 100. These in-cylinder pressure sensors 115 are electrically connected to the ECU 111. Further, a crank angle sensor 116 that measures a crank angle is electrically connected to the ECU 111.
  • the ECU 111 performs various controls around the engine.
  • the rail pressure sensor 121 described above is also electrically connected to the ECU 111.
  • the fuel injection device 1 includes an intake pressure sensor 118 disposed in the intake manifold 102. The intake pressure sensor 118 acquires the intake manifold pressure Pim.
  • the ECU 111 functions as a control unit.
  • ECU 111 is included in a calorific value acquisition unit that acquires the calorific value of fuel injected and ignited by injector 107 together with in-cylinder pressure sensor 115. Specifically, the ECU 111 acquires the heat generation amount of the fuel ignited in the cylinder (combustion chamber) based on the in-cylinder pressure measured by the in-cylinder pressure sensor 115. Since the in-cylinder pressure has a correlation with the calorific value of the ignited fuel, the calorific value can be grasped by observing the in-cylinder pressure. Further, ECU 111 is included in a fuel injection amount acquisition unit that acquires the fuel injection amount injected by injector 107 together with crank angle sensor 116. Specifically, the injected fuel injection amount can be grasped by calculating a torque equivalent amount corresponding to the rotation fluctuation from the rotation fluctuation measured by the crank angle sensor 116.
  • FIG. 2 a change in injection characteristics due to injection hole corrosion will be described.
  • FIG. 3 the difference in the emitted-heat amount by the presence or absence of nozzle hole corrosion is demonstrated.
  • FIG. 2 the injection characteristic of the injector 107 without the injection hole corrosion indicated by a broken line and the injection characteristic of the injector 107 with the injection hole corrosion indicated by a solid line are depicted.
  • FIG. 3 the amount of heat generated in the injector 107 without the nozzle hole corrosion indicated by a broken line and the amount of heat generated in the injector 107 with the nozzle hole corrosion indicated by a solid line are depicted.
  • the injection characteristics of the injector 7 having injection hole corrosion and the injection characteristics of the injector 7 having no injection hole corrosion will be described with reference to FIG.
  • the maximum injection rate dQ 1 of the injector 7 having injection hole corrosion is larger than the maximum injection rate dQ 0 of the injector 7 having no injection hole corrosion.
  • the injection period t1 of the injector 7 having the injection hole corrosion is shortened as compared with the injection period t0 of the injector 7 having no injection hole corrosion.
  • the reason for the shortening of the injection period is that the pressure acting as a force for pushing up the needle valve included in the injector 7 decreases early due to the increase in the maximum injection rate dQ, and the valve closing speed of the needle valve increases. .
  • the injected fuel injection amount itself does not change, and when there is injection hole corrosion, the injection period is shortened by the amount of increase in the maximum injection rate dQ, and the fuel injection amount injected at one time Is the same amount as when there is no injection hole corrosion.
  • a phenomenon is observed in which the maximum injection rate dQ is increased and the injection period is shortened with respect to the same injection command as when there is no injection hole corrosion.
  • the fuel injection device 1 determines the presence or absence of an injector abnormality by observing the difference between these phenomena caused by the presence or absence of injection hole corrosion.
  • the main cause of the injector abnormality is injection hole corrosion, but it is not required until the determination in the fuel injection device 1 is finally injection hole corrosion. In short, it is only necessary to determine whether or not an injector abnormality has occurred by capturing the phenomenon described above. Further, in this specification, the concept of injection hole corrosion includes peeling of plating applied to the injection hole. Further, as described above, the fuel injection device 1 of the present embodiment captures that the fuel injection amounts are equal, but it is realistic to ensure that the fuel injection amounts are completely the same. Not. Therefore, in the embodiment disclosed in the present specification, if the difference in the fuel injection amounts to be compared is within a predetermined range, the fuel injection amounts can be handled as being the same.
  • step S1 it is determined whether or not a minute Q learning condition is satisfied.
  • the minute Q learning condition is a condition for accurately grasping the injected fuel injection amount.
  • the engine speed is required to be equal to or lower than a predetermined speed.
  • the micro Q learning condition will be described with reference to FIGS.
  • FIG. 5 (A) shows the transition of the in-cylinder temperature when the engine speed is low. In the case of a low rotational speed, the crank angle changes slowly, and therefore the high temperature period during which the inside of the cylinder is kept at a high temperature becomes long. That is, since the period during which the fuel is exposed to a high temperature is long, the entire amount of the injected fuel is ignited and burned.
  • FIG. 5B shows the transition of the in-cylinder temperature in the case of high rotation.
  • the crank angle changes rapidly, and the high temperature period during which the in-cylinder temperature is kept high is short. That is, since the period during which the fuel is exposed to a high temperature is short, only a part of the injected fuel is ignited and burned.
  • the minute Q learning condition is a low rotational speed at which the entire amount of injected fuel ignites and burns.
  • the fact that the fuel cut control during deceleration is being executed is also included in the minute Q learning condition. If the fuel cut control is being executed, it is possible to perform the fuel injection for the purpose of merely evaluating the fuel injection amount, which is convenient for grasping the fuel injection amount.
  • step S2 the actual fuel injection amount Qv [mm 3 / st] is acquired.
  • the crank angle sensor 116 grasps the rotational fluctuation based on the fuel injection, and acquires the fuel injection amount Qv [mm 3 / st] from the torque equivalent amount. That is, as shown by a dotted line in FIG. 6, a small amount of combustion injection is performed during the period during which the fuel cut control is being executed. As described above, when a small amount of combustion injection is performed, the engine speed fluctuates as shown by a dotted line in FIG. 6 due to heat generation of the injected fuel.
  • This rotation speed fluctuation is detected by the crank angle sensor 116. If the engine speed fluctuation is grasped, the fuel injection amount Qv [mm 3 / st] corresponding to the torque that causes the speed fluctuation is acquired. A map is used to determine the fuel injection amount Qv [mm 3 / st] from the rotational speed fluctuation value.
  • the injection command for injecting a small amount of fuel is set according to the following policy. That is, the injection command is set so as to inject a reference fuel injection amount Qvref to be compared in step S6 described later when it is assumed that there is no injection hole corrosion.
  • step S3 it is determined whether or not the injection hole corrosion determination condition is satisfied.
  • the ECU 111 performs a comparison between the fuel injection amount in the pilot injection and the reference fuel injection amount, and a comparison between the heat generation amount in the pilot injection and the reference heat generation amount, thereby generating an abnormality in the injector. Determine the presence or absence. Therefore, the injection hole corrosion determination condition can be set such that the intake pressure and the intake air temperature are within a specific range, the fuel property, specifically, the cetane number is within a predetermined range, and the like.
  • the intake air temperature is acquired by the intake air temperature sensor 112, and the intake pressure is acquired by the intake pressure sensor 118.
  • Conditions related to intake air temperature and intake air pressure are required for the following reasons. Ignition and combustion for pilot injection are self-ignition, and the higher the temperature and pressure of the place where the fuel is ignited, the easier the self-ignition. That is, the ignition delay in self-ignition depends on the temperature and pressure of the place where the fuel ignites. For this reason, it is considered that information on temperature and pressure is necessary for the prediction of the heat generation amount.
  • the fuel property for example, if it is confirmed that the minute Q learning value does not change by performing the minute Q learning as described above before and after refueling, it is determined that the fuel property is within a predetermined range. Can do. Further, a fuel property sensor may be used to ensure that there is no change in the fuel.
  • the injection hole corrosion determination condition includes that the heat generation amount of the fuel injected by the pilot injection can be clearly calculated. May be.
  • FIG. 7A is a graph showing an example of the combustion state in which the pilot heat generation amount cannot be determined
  • FIG. 7B is a graph showing an example of the combustion state in which the pilot heat generation amount can be determined.
  • the injection hole corrosion determination in the first embodiment is performed at the timing when the peak due to the pilot injection and the peak due to the main injection clearly appear as shown in FIG. Thereby, erroneous determination can be suppressed.
  • step S3 the process returns. On the other hand, when it is determined Yes in step S3, the process proceeds to step S4.
  • step S4 the in-cylinder pressure P ( ⁇ ) is acquired by the in-cylinder pressure sensor 115.
  • step S5 performed subsequent to step S4, the heat generation amount Q ( ⁇ ) is calculated from the history of the in-cylinder pressure P ( ⁇ ) measured by the in-cylinder pressure sensor 115.
  • 8A is a graph showing an example of a change in the in-cylinder pressure P ( ⁇ )
  • FIG. 8B is a graph showing an example of a change in the heat generation rate dQ ( ⁇ )
  • FIG. 8C is a calorific value Q. It is a graph which shows an example of the change of ((theta)).
  • Equation 1 the heat release rate dQ ( ⁇ ) is calculated from the in-cylinder pressure P ( ⁇ ) using Equation 1.
  • V ( ⁇ ) is the cylinder volume at a certain crank angle
  • ⁇ is a constant.
  • Formula 1 dQ ( ⁇ ) ( ⁇ ⁇ P ( ⁇ ) ⁇ dV ( ⁇ ) + V ( ⁇ ) ⁇ dP ( ⁇ )) / ( ⁇ -1)
  • the heat generation amount Qpl by pilot injection is calculated.
  • the injection hole corrosion determination condition described above includes a condition in which the amount of heat generated by the pilot injection and the main injection can be clearly separated, so that the injection is performed by the pilot injection as shown in FIG.
  • the amount of heat generated by the fuel can be grasped.
  • the combustion period of pilot injection may be determined from the heat generation rate dQ ( ⁇ ), and the heat generation amount may be directly calculated.
  • step S6 which is performed subsequent to step S5, it is determined whether or not the fuel injection amount Qv acquired in step S2 is equal to the reference fuel injection amount Qvref. This confirms that the fuel injection amount is the same, and ensures that the fuel injection amount in the pilot injection is appropriate as a precondition for comparison between the pilot heat generation amount Qpl and the reference heat generation amount Qplref in step S7. is there.
  • the reference fuel injection amount Qvref is compared with the fuel injection amount Qv [mm 3 / st] injected by a small amount of combustion injection performed during the period during which the fuel cut control is performed, as the fuel injection amount without the injection hole corrosion.
  • the amount of fuel injection that can be.
  • the fuel injection amount at the time of shipment is adopted. The determination that the fuel injection amounts are equal can be given a certain range in consideration of errors and the like as well as a case where the fuel injection amounts coincide completely as described above.
  • step S6 it is determined whether or not the pilot heat generation amount Qpl acquired in step S5 is larger than the reference heat generation amount Qplref.
  • the reference heat generation amount Qplref is a heat generation amount corresponding to the reference fuel injection amount Qvref.
  • the reference heat generation amount Qplref is a heat generation amount when the reference fuel injection amount Qvref is injected under conditions equivalent to the conditions included in the injection hole corrosion determination conditions determined in step S3.
  • step S7 If it is determined YES in step S7, the process proceeds to step S8.
  • step S8 it is determined that there is injection hole corrosion. Since it was determined that the amount of heat generated by the fuel has increased while there is no change in the specific fuel injection amount when injection hole corrosion has occurred, the occurrence of an abnormality in the injector has occurred. We conclude that nozzle hole corrosion has occurred. Thereby, the user can take measures such as injector replacement.
  • step S9 it is determined that there is no injection hole corrosion, and the process returns.
  • the warning lamp can be turned on. Possible causes of abnormalities other than the occurrence of nozzle hole corrosion include wear of the needle valve provided in the injector 107, poor sliding, clogging, and the like.
  • the fuel injection device 1 of the first embodiment it is possible to appropriately determine whether or not the injector 107 is abnormal and more specifically whether or not the injector 107 is corroded.
  • FIG. 9 is a flowchart showing an example of control of the fuel injection device according to the second embodiment.
  • the crank angle sensor 116 and the ECU 111 cooperate to function as a heat generation amount acquisition unit.
  • the function of the fuel injection amount acquisition unit in the second embodiment is performed by the ECU 111. That is, the ECU 111 issues an injection command so as to inject a predetermined reference fuel injection amount when determining the presence or absence of injection hole corrosion.
  • the second embodiment is different from the first embodiment in the following points. That is, in the first embodiment, the presence or absence of the injection hole corrosion is determined using the pilot injection heat generation amount Qpl. In the second embodiment, the injection is performed using the heat generation amount in the single fuel injection performed at the time of executing the fuel cut control. Determine if there is pore corrosion.
  • step S11 it is determined whether or not the engine speed NE is higher than a predetermined speed set in advance as a threshold value as the injection hole corrosion determination condition.
  • a threshold value As the injection hole corrosion determination condition.
  • 2000 rpm is set as an example of the threshold value, and it is determined whether or not the engine speed NE is higher than 2000 rpm.
  • the condition that the engine speed NE is higher than 2000 rpm determines that the engine is in a high speed state. Referring to FIG. 10, the state of engine 100 gradually shifts from the high speed state after the start of the fuel cut control (deceleration F / C) to the low speed state.
  • step S11 When it is determined No in step S11, the process returns. When it is determined Yes in step S11, the process proceeds to step S12. In step S12, a minute amount injection is performed. At this time, the ECU 111 injects a predetermined reference fuel injection amount. In step S13, which is performed subsequent to step S12, rotation fluctuation is detected. Specifically, the rotation fluctuation is detected by the crank angle sensor 116. Then, in step S14, to calculate the calorific value Q H in flame ignition condition from the value of the detected rotational fluctuation.
  • step S15 it is determined whether or not the engine speed NE is higher than 2000 rpm set as an example of a threshold value in advance as the injection hole corrosion determination condition. That is, it is determined whether or not the easy ignition condition is satisfied.
  • step S15 the process returns.
  • step S16 a minute amount injection is performed.
  • the ECU 111 injects a predetermined reference fuel injection amount. That is, the injection amount is the same as the fuel injection amount injected in step S12.
  • step S17 which is performed subsequent to step S16, rotation fluctuation is detected. Specifically, the rotation fluctuation is detected by the crank angle sensor 116.
  • step S18 to calculate the calorific value Q L in the easy ignition condition from the value of the detected rotational fluctuation.
  • This calorific value Q L can be regarded as a reference calorific value corresponding to the reference fuel injection amount.
  • the easy ignition condition as described above, the entire amount of injected fuel is ignited. For this reason, it is considered that the calorific value Q L when there is nozzle hole corrosion and the calorific value Q L when there is no nozzle hole corrosion are equivalent, and can be positioned as a reference calorific value corresponding to the reference fuel injection amount.
  • step S20 it is determined whether the calorific value difference ⁇ Q is smaller than the threshold value ⁇ .
  • the threshold value ⁇ is the heat generated when the reference fuel injection amount is injected under the difficult ignition condition and the easy ignition condition in a state where it is ensured that there is no abnormality in the injector 107 due to the injection hole corrosion. The difference in quantity.
  • step S20 when it is determined Yes in step S20, the process proceeds to step S21, and it is determined that there is injection hole corrosion. Moreover, when it is judged No at step S20, it progresses to step S21 and it determines with there being no injection hole corrosion. After step S21 and step S22, both processes are returned.
  • the same amount of fuel injection command is issued in step S12 and step S16, thereby ensuring that the fuel injection amount and the reference fuel injection amount in the difficult ignition condition are the same amount.
  • the actual fuel injection amount is grasped from the pressure fluctuation of the fuel introduced into the injector 107 detected using the pressure gauge 117 arranged in the fuel introduction path described in a later embodiment, You may make it compare.
  • FIG. 11 is an explanatory diagram showing a schematic configuration of an engine 200 in which the fuel injection device 201 of the third embodiment is incorporated.
  • the fuel injection device 201 of the third embodiment is different from the fuel injection device 1 of the first embodiment in the following points. That is, the fuel injection device 201 includes a pressure gauge 117 disposed in a fuel introduction path for introducing fuel into the injector 107 instead of the in-cylinder pressure sensor 115 provided in the fuel injection device 1.
  • the pressure gauge 117 can detect the pressure fluctuation of the fuel introduced into the injector 107.
  • the ECU 111 acquires the calorific value of the ignited fuel based on the pressure fluctuation acquired by the pressure gauge 117. Since the other constituent elements are not different from those of the first embodiment, the common constituent elements are denoted by the same reference numerals in the drawings, and detailed description thereof is omitted.
  • Figure 12 is a time change of the injection rate and the cylinder pressure when performing a pilot injection and a main injection, which is an example of a graph comparing with and without injection hole corrosion there.
  • FIG. 13 is an example of a graph showing the relationship between the in-cylinder pressure and the injection rate.
  • the in-cylinder pressure change is a value obtained by summing up the in-cylinder pressure change due to the compression operation of the piston and the in-cylinder pressure change due to pilot injection or main injection.
  • the in-cylinder pressure acts on the needle valve as a force that pushes up the needle valve from the inside of the cylinder.
  • the in-cylinder pressure increases, the force acting on the needle valve from the inside of the cylinder increases.
  • the force that acts on the needle valve acts as an assist force that pushes up the needle valve when the valve is opened, and acts as a force that opposes the force that the needle valve attempts to close when the valve is closed. For this reason, the in-cylinder pressure increases the valve opening speed of the needle valve and decreases the valve closing speed.
  • the in-cylinder pressure change at the time of pilot injection will be described.
  • the in-cylinder pressure at the time of pilot injection is not affected by the injection performed before that. For this reason, the opening behavior of the needle valve at the time of pilot injection is substantially constant regardless of the presence or absence of injection hole corrosion.
  • the amount of heat generated by pilot injection when there is injection hole corrosion is larger than the amount of heat generated by pilot injection when there is no injection hole corrosion. This is because, as described in the first embodiment, when there is injection hole corrosion, the diameter of the injection hole outlet end becomes large, so the spray penetration force is weakened, and combustion occurs near the center of the cylinder (combustion chamber). Due to that.
  • the pilot injection by the injector 107 having the injection hole corrosion is performed, so that the in-cylinder pressure at the time of the main injection is higher than that in the case where there is no injection hole corrosion.
  • the valve opening speed of the needle when the in-cylinder pressure is high is faster than that when the in-cylinder pressure is low.
  • the valve closing speed of the needle when the in-cylinder pressure is high is slower than that when the in-cylinder pressure is low.
  • the maximum injection rate when the in-cylinder pressure is high is lower than when the in-cylinder pressure is low.
  • the behavior of the needle valve is analyzed with reference to FIG. 14, it can be seen that there are differences in the needle speed, the needle lift amount, and the injection period tinj due to the difference in the in-cylinder pressure.
  • the in-cylinder pressure during main injection increases, the force acting on the needle valve provided in the injector 107 from the inside of the cylinder increases.
  • the needle lift amount of the main injection increases, and a difference is seen in the injection period tinj.
  • Such movement of the needle valve can be grasped in the form of fluctuations in the pressure of the fuel introduced into the injector 107, that is, the fuel inlet pressure.
  • the amount of heat generated is grasped by referring to the change in the fuel inlet pressure acquired by the pressure gauge 117. That is, in the third embodiment, the ECU 111 and the pressure gauge 117 function as a calorific value acquisition unit. By using the value acquired by the pressure gauge 117, the average in-cylinder pressure Pcly_ave can be estimated. The average in-cylinder pressure Pcly_ave can be used for evaluating the amount of heat generated instead of the in-cylinder pressure P ( ⁇ ) in the first embodiment. Therefore, in the third embodiment, control based on the flowchart shown in FIG. 4 is basically performed, and measures based on the flowchart shown in FIG. 15 are taken as measures to replace the measures in step S4 in FIG.
  • the actual injection period tinj_i is measured by the pressure gauge 117 and compared with the reference injection period tinj_0. Then, an average in-cylinder pressure Pcly_ave during the injection period is obtained.
  • the average in-cylinder pressure Pcly_ave will be described.
  • step S41 it is determined whether or not a standard injection condition is satisfied. Specifically, it is determined whether or not the injection is performed at the reference injection pressure and injection amount necessary for in-cylinder pressure estimation.
  • the operation state can be performed during normal operation, that is, during normal travel. For example, if any abnormality is detected, it may be changed to an injection condition that makes it easy to estimate the in-cylinder pressure. Specifically, the average in-cylinder pressure Pcly_ave may be estimated under conditions of a low injection pressure and a high injection amount.
  • step S42 the pressure gauge 117 acquires a fuel inlet pressure waveform.
  • FIG. 16 is an explanatory diagram showing an example of the measurement result of the fuel inlet pressure waveform.
  • step S43 the actual injection period tinj_i is acquired by analyzing this waveform.
  • step S45 the injection pressure Pcr is acquired.
  • the injection pressure Pcr is acquired as a measurement value of the rail pressure sensor 121.
  • step S46 the map shown in FIG. 17 is referred to, and the average in-cylinder pressure Pcly_ave is estimated.
  • the horizontal axis is the in-cylinder pressure Pcly
  • the vertical axis is the injection period difference ⁇ tinj. From such a map, first, a line segment to be referred to is selected based on the value of the injection pressure Pcr. The slope of the line segment becomes larger as the injection pressure Pcr is lower, and the line segment is more susceptible to the injection period difference ⁇ tinj.
  • the average in-cylinder pressure Pcly_ave can be calculated by applying the injection period difference ⁇ tinj acquired in step S44. That is, the in-cylinder pressure Pcly corresponding to the injection period difference ⁇ tinj applied to the selected line segment is estimated as the average in-cylinder pressure Pcly_ave.
  • the pilot calorific value Qpl can be calculated by using the average in-cylinder pressure Pcly_ave calculated and estimated as described above instead of the in-cylinder pressure P ( ⁇ ) shown in FIG.
  • the fourth embodiment is a form in which the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of valve opening is adopted instead of the in-cylinder pressure P ( ⁇ ) in the first embodiment.
  • the in-cylinder pressure Pcly_op is acquired by analyzing the fuel inlet pressure waveform acquired by the pressure gauge 117 as in the third embodiment.
  • step S51 it is determined whether or not in-cylinder pressure estimation at the time of valve opening is necessary. Specifically, it is determined whether or not it is time to determine abnormality due to learning of supercharging delay during transient operation, deterioration of the supercharger, or the like. When it is determined No in step S51, the process returns.
  • step S52 the pressure gauge 117 acquires a fuel inlet pressure waveform.
  • FIG. 16 is an explanatory diagram showing an example of the measurement result of the fuel inlet pressure waveform.
  • step S53 the initial pressure drop amount ⁇ is acquired by analyzing this waveform.
  • FIG. 19 is a graph showing an example of a change in the fuel inlet pressure. Referring to this graph, the initial pressure drop amount ⁇ i, the maximum injection rate dQmax, and the injection period tinj can be grasped.
  • step S54 the injection pressure Pcr is acquired.
  • the injection pressure Pcr is acquired as a measurement value of the rail pressure sensor 121.
  • step S55 a reference initial pressure drop amount ⁇ 0 is calculated.
  • the reference initial pressure drop amount ⁇ 0 is acquired from the one-dimensional map of the injection pressure Pcr acquired in step S54.
  • step S57 the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of valve opening is calculated with reference to a map referred to in order to obtain the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of valve opening shown in FIG.
  • a line segment to be referred to is selected based on the value of the injection pressure Pcr.
  • the line segment has a larger slope as the injection pressure Pcr is lower, and is more susceptible to the difference ⁇ in the initial pressure drop.
  • the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of valve opening can be calculated by applying ⁇ .
  • the in-cylinder pressure Pcly_op calculated and estimated as described above is adopted instead of the in-cylinder pressure P ( ⁇ ) shown in FIG. 4, and the calculation in step S5 shown in FIG. Can be calculated.
  • calculation of the pilot heat generation amount Qpl will be described with reference to FIG. 21 in which the information shown in FIG. 12 is overlapped with the information of the temporal change in the heat generation rate due to the pilot injection and the main injection.
  • the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of main injection can be divided into a pressure increase due to the compression operation of the piston and a pressure increase due to the pilot injection.
  • the pilot injection when there is nozzle hole corrosion has a larger pressure increase than the pilot injection when there is no nozzle hole corrosion.
  • the pilot heat generation amount Qpl varies depending on the presence or absence of nozzle hole corrosion, as shown in FIG.
  • the difference in the pilot heat generation amount Qpl is caused by the fact that, when there is injection hole corrosion, the diameter of the injection hole outlet end increases, so that the spray penetration force is weakened and combustion occurs in the vicinity of the center of the cylinder (combustion chamber). . That is, when there is injection hole corrosion, the amount of heat generated by pilot injection increases, and the increase in pilot heat generation amount Qpl becomes a change in in-cylinder pressure, which appears in the value of in-cylinder pressure Pcly_op.
  • the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of main injection is acquired, and in step S5, the pilot heat generation amount Qpl can be estimated by comparing the acquired in-cylinder pressure Pcly_op with the in-cylinder pressure Pcly_op when there is no injection hole corrosion. . Thereafter, it is possible to determine the presence or absence of nozzle hole corrosion by performing the processing from step S6.
  • step S101 the pressure gauge 117 acquires a fuel inlet pressure waveform.
  • step S102 the initial pressure drop amount ⁇ i is acquired as in the fourth embodiment.
  • step S103 in-cylinder pressure Pcly_op at the time of valve opening of the main injection is calculated as in step S57 in the flowchart shown in FIG.
  • the in-cylinder pressure Pcly_op includes a pressure increase due to pilot combustion.
  • step S104 the intake manifold pressure Pim is acquired by the intake pressure sensor 118.
  • step S105 the main injection timing, that is, the main injection timing ⁇ inj is acquired.
  • step S106 the in-cylinder pressure Pcly_cal at the time of main injection is calculated from the intake manifold pressure Pim acquired in step S104 and the main injection timing ⁇ inj acquired in step S105.
  • the in-cylinder pressure Pcly_cal is calculated as a value that does not consider the pressure increase due to pilot injection.
  • a pressure increase Pcomb_pl due to pilot injection is calculated from the in-cylinder pressure Pcly_op at the time of valve opening acquired in step S103 and the in-cylinder pressure Pcly_cal at the time of main injection calculated in step S106. That is, the pressure increase Pcomb_pl due to pilot injection is calculated from the in-cylinder pressure Pcly_op calculated from the fuel inlet pressure waveform reflecting the pressure increase due to pilot injection and the in-cylinder pressure Pcly_cal calculated without considering the pressure increase due to pilot injection. Is calculated.
  • step S108 the pilot injection amount Qpl is estimated.
  • the pilot injection amount Qpl is grasped as a decrease in the fuel inlet pressure acquired by the pressure gauge 117, as shown by hatching in FIG.
  • a pressure increase Pcomb_pl_cal due to pilot injection is calculated from the pilot injection amount Qpl acquired in step S108 and the intake manifold pressure Pim acquired in step S104. That is, the pressure increase Pcomb_pl_cal is calculated as a theoretical value when the pilot injection amount Qpl is ignited and combusted in the state where no injection hole corrosion occurs.
  • the pilot injection amount Qpl used for the calculation in step S109 has a significance as the reference fuel injection amount. Further, since the in-cylinder pressure has a correlation with the heat generation amount, the pressure increase Pcomb_pl_cal has a significance as the reference heat generation amount.
  • step S110 it is confirmed whether or not the pilot injection amount Qpl does not change. Specifically, it is confirmed whether or not a difference is recognized as compared with the pilot injection amount Qpl stored in advance as the pilot injection amount when there is no injection hole corrosion.
  • step S110 the process returns.
  • step S111 it is determined whether or not the pressure increase Pcomb_pl calculated in step S107 is larger than the pressure increase Pcomb_pl_cal calculated in step S109.
  • step S112 it is determined that injection hole corrosion has occurred.
  • the injector 107 is abnormal and whether or not the injector 107 is corroded.
  • the comparison between the pressure increase Pcomb_pl and the pressure increase Pcomb_pl_cal can be used to estimate the combustion state of the pilot.

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Abstract

　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。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。　

Description

燃料噴射装置
　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ＳＯ３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ｄＱ１は、噴孔腐食が無いインジェクタ７の最大噴射率ｄＱ０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［ｍｍ３／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［ｍｍ３／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［ｍｍ３／ｓｔ］が取得される。回転数変動値から燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ３／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［ｍｍ３／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ＱＨ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ＱＬを算出する。この発熱量ＱＬ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ＱＬと噴孔腐食が無い場合の発熱量ＱＬ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＝ＱＬ－ＱＨ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、ＱＬとＱＨ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ＱＬ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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