WO2017022161A1 - 噴射制御装置 - Google Patents

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WO2017022161A1
WO2017022161A1 PCT/JP2016/002893 JP2016002893W WO2017022161A1 WO 2017022161 A1 WO2017022161 A1 WO 2017022161A1 JP 2016002893 W JP2016002893 W JP 2016002893W WO 2017022161 A1 WO2017022161 A1 WO 2017022161A1
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WO
WIPO (PCT)
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valve
timing
fuel injection
movable core
valve opening
Prior art date
Application number
PCT/JP2016/002893
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English (en)
French (fr)
Inventor
孝亮 中野
田中　誠
Original Assignee
株式会社デンソー
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Publication date
Application filed by 株式会社デンソー filed Critical 株式会社デンソー
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/24—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents characterised by the use of digital means
    • F02D41/26—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents characterised by the use of digital means using computer, e.g. microprocessor
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/30—Controlling fuel injection
    • F02D41/32—Controlling fuel injection of the low pressure type
    • F02D41/34—Controlling fuel injection of the low pressure type with means for controlling injection timing or duration
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02M—SUPPLYING COMBUSTION ENGINES IN GENERAL WITH COMBUSTIBLE MIXTURES OR CONSTITUENTS THEREOF
    • F02M51/00—Fuel-injection apparatus characterised by being operated electrically
    • F02M51/06—Injectors peculiar thereto with means directly operating the valve needle
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02M—SUPPLYING COMBUSTION ENGINES IN GENERAL WITH COMBUSTIBLE MIXTURES OR CONSTITUENTS THEREOF
    • F02M61/00—Fuel-injectors not provided for in groups F02M39/00 - F02M57/00 or F02M67/00
    • F02M61/04—Fuel-injectors not provided for in groups F02M39/00 - F02M57/00 or F02M67/00 having valves, e.g. having a plurality of valves in series
    • F02M61/10—Other injectors with elongated valve bodies, i.e. of needle-valve type

Definitions

  • the present disclosure relates to an injection control device that controls the operation of a fuel injection valve driven by electromagnetic force.
  • the internal combustion engine is provided with a fuel injection valve for injecting fuel and supplying it to the internal combustion engine.
  • the fuel injection valve is configured as an electromagnetic valve in which an internal valve body is driven by an electromagnetic force generated by supplying a driving current, and its opening and closing is switched.
  • the injection control device controls the opening / closing operation of the fuel injection valve so that the fuel injection amount from the fuel injection valve matches the target injection amount. Specifically, the opening time of the fuel injection valve is adjusted by adjusting the length of time (energization time) during which the drive current is supplied to the fuel injection valve, and thereby the injection amount is set to a predetermined amount. Match the target value.
  • the relationship between the injection amount of the fuel injection valve and the energization time is not always the same, and there are variations due to individual differences for each fuel injection valve, deterioration of the fuel injection valve, and operating conditions such as ambient temperature. It is known. In particular, fuel injection is performed under operating conditions in which the target injection amount is small and the opening of the fuel injection valve does not reach the maximum (the valve body does not reach the position where the valve is most open). In this case, the variation in the injection amount tends to increase. For this reason, it is necessary to correct the energization time, the magnitude of the drive current, and the like in accordance with the state of the fuel injection valve so as to approach the target value of the actual injection amount.
  • the control device described in Patent Document 1 below estimates the behavior of the valve body and the movable core based on the change in the driving current that actually flows, and has reached the position where the valve body is the most open side. Timing (valve opening completion timing) and timing (valve closing completion timing) that has reached the position closest to the valve closing side after fuel injection are detected.
  • the change in the state of the fuel injection valve is grasped as a change in length from the time when the drive current starts to be supplied until the valve opening completion timing (or valve closing completion timing), and the injection amount is adjusted based on the change. It is possible.
  • the fuel injection control device described in Patent Document 2 below estimates the valve closing completion timing based on the behavior of the flyback voltage that occurs immediately after the supply of the driving current is stopped.
  • the injection amount can be adjusted by correcting the injection pulse based on the length of the period from when the driving current starts to be supplied until the valve closing completion timing.
  • the timing at which the drive current starts to be supplied does not necessarily coincide with the valve opening start timing at which the fuel injection valve starts to open, and the relationship between the two may vary.
  • the movable core driven by electromagnetic force and the valve body that moves by receiving force from the movable core are separated, and a gap is formed between the two when the valve is closed.
  • variation in valve opening start timing tends to increase due to variation in gap or the like. For this reason, in order to appropriately adjust the injection amount and suppress the variation, it is desirable to accurately estimate not only the valve opening completion timing and the valve closing completion timing but also the valve opening start timing.
  • An object of the present disclosure is to provide an injection control device that can suppress variation in injection amount by accurately calculating the valve opening start timing of a fuel injection valve.
  • An injection control device is an injection control device that controls the operation of a fuel injection valve driven by electromagnetic force, and a current detection unit that detects a drive current supplied to the fuel injection valve;
  • a speed calculation unit that calculates the valve opening speed of the fuel injection valve based on a change in the driving current when the fuel injection valve is performing the valve opening operation, and a timing at which the opening of the fuel injection valve is maximized.
  • a first timing calculation unit that calculates the valve opening completion timing.
  • the apparatus further includes a second timing calculation unit that calculates a valve opening start timing that is a timing at which the fuel injection valve starts to open based on the valve opening speed calculated by the speed calculation unit and the valve opening completion timing.
  • valve opening speed of the fuel injection valve that is, the moving speed of the valve body is calculated based on the change of the driving current when the fuel injection valve is performing the valve opening operation.
  • valve opening completion timing which is the timing at which the opening degree of the fuel injection valve becomes maximum, is calculated by the first timing calculation unit.
  • Such valve opening completion timing can be calculated by a method similar to the conventional method, for example, based on a change in driving current.
  • the second timing calculation unit can calculate a valve opening start timing that is a timing at which the fuel injection valve starts to open based on the valve opening speed and the valve opening completion timing calculated as described above. .
  • an injection control device capable of suppressing variations in the injection amount by accurately calculating the valve opening start timing of the fuel injection valve.
  • FIG. 1 is a diagram illustrating a configuration of an injection control device according to another embodiment of the present disclosure and an internal combustion engine provided with the injection control device.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing the structure of the fuel injection valve shown in FIG.
  • FIG. 3 is a diagram for explaining the operation of the fuel injection valve shown in FIG.
  • FIG. 4 is a graph showing a change in position of each component when the fuel injection valve is operating.
  • FIG. 5 is a graph showing changes in drive current supplied to the fuel injection valve
  • FIG. 6 is a graph showing the operation of the fuel injection valve at the time of partial lift injection, FIG.
  • FIG. 7 is a block diagram showing a functional configuration of the injection control device shown in FIG.
  • FIG. 8 is a graph for explaining a method for calculating the valve opening speed
  • FIG. 9 is a diagram for explaining a method of calculating the valve opening completion timing.
  • FIG. 10 is a diagram for explaining a calculation method of the valve opening start timing
  • FIG. 11 is a diagram for explaining a calculation method of the valve closing completion timing.
  • FIG. 12 is a diagram for explaining the correction of the injection control amount.
  • FIG. 13 is a flowchart showing a flow of processing executed by the injection control device.
  • FIG. 14 is a diagram for explaining the variation in the valve opening timing of the fuel injection valve.
  • the injection control device 100 is attached to a part of a vehicle GC including the internal combustion engine 10 and is a device for controlling the operation of the fuel injection valve 40 provided in the internal combustion engine 10.
  • the configuration of the vehicle GC will be described first.
  • the vehicle GC includes an internal combustion engine 10, an intake pipe 20, and an exhaust pipe 30.
  • the internal combustion engine 10 is a four-cycle reciprocating engine having a plurality of cylinders, and generates a driving force by burning liquid fuel in the cylinders. Since the configuration of each cylinder is substantially the same, only a single cylinder is shown as the internal combustion engine 10 in FIG.
  • the coolant temperature sensor 11 is a temperature sensor for measuring the temperature of coolant circulating between a radiator (not shown) and the internal combustion engine 10.
  • the knock sensor 12 is a sensor for detecting knocking (abnormal combustion) that occurs inside the cylinder of the internal combustion engine 10.
  • the crank angle sensor 13 is a sensor for measuring the rotation angle of the crankshaft provided in the cylinder. Each measured value obtained by these sensors is input to the injection control device 100.
  • the internal combustion engine 10 is provided with a fuel injection valve 40.
  • the fuel injection valve 40 is also referred to as an injector, and is an electromagnetic valve for injecting fuel into the cylinder of the internal combustion engine 10.
  • the fuel injection valve 40 is supplied with fuel pressurized by a fuel pump (not shown). When the fuel injection valve 40 is opened, the fuel injected from the tip is supplied into the cylinder while being mixed with air.
  • the injection control device 100 adjusts the amount of fuel supplied to the internal combustion engine 10 by controlling the opening / closing operation of the fuel injection valve 40. The specific configuration and operation of the fuel injection valve 40 will be described later.
  • the intake pipe 20 is a pipe for supplying air to the internal combustion engine 10.
  • the intake pipe 20 is provided with an air cleaner 21, an air flow meter 22, a throttle valve 23, and a surge tank 25 in order from the upstream side (left side in FIG. 1).
  • the internal combustion engine 10 is connected to the downstream end (right side in FIG. 1) of the intake pipe 20.
  • the air cleaner 21 is a filter for removing foreign substances from the air introduced from the outside of the vehicle GC.
  • the air flow meter 22 is a flow meter for measuring the flow rate of air supplied to the internal combustion engine 10 through the intake pipe 20. The flow rate measured by the air flow meter 22 is input to the injection control device 100.
  • the throttle valve 23 is a flow rate adjustment valve for adjusting the flow rate of air passing through the intake pipe 20.
  • the opening degree of the throttle valve 23 is adjusted according to the amount of operation of an accelerator pedal (not shown) provided in the vehicle GC, thereby adjusting the air flow rate.
  • the throttle valve 23 is provided with an opening degree sensor 24. The opening degree of the throttle valve 23 is measured by the opening degree sensor 24 and inputted to the injection control device 100.
  • the surge tank 25 is a box-shaped container formed in the middle of the intake pipe 20.
  • the intake pipe 20 is branched into a plurality of downstream sides of the surge tank 25, and each branched flow path is connected to each cylinder.
  • the internal space of the surge tank 25 is wider than the internal space in other portions of the intake pipe 20.
  • the surge tank 25 prevents the pressure fluctuation caused by one cylinder from affecting other cylinders.
  • the surge tank 25 is provided with a pressure sensor 26. The pressure in the intake pipe 20 is measured by the pressure sensor 26 and input to the injection control device 100.
  • the exhaust pipe 30 is a pipe for discharging the exhaust gas generated in the cylinder of the internal combustion engine 10 to the outside.
  • the upstream end (the left side in FIG. 1) of the exhaust pipe 30 is connected to the internal combustion engine 10.
  • a catalytic converter 31 for purifying exhaust gas is provided in the middle of the exhaust pipe 30 (on the downstream side of the internal combustion engine 10).
  • An air-fuel ratio sensor 32 is provided in a portion of the exhaust pipe 30 upstream of the catalytic converter 31.
  • the air-fuel ratio sensor 32 is a sensor for monitoring the oxygen concentration of the exhaust gas passing through the exhaust pipe 30, and the measurement result is input to the injection control device 100.
  • the injection control device 100 controls the amount of fuel injected from the fuel injection valve 40 based on the measurement result of the air-fuel ratio sensor 32 so that the combustion in the internal combustion engine 10 is performed at the stoichiometric air-fuel ratio.
  • FIG. 2 shows the internal structure of the fuel injection valve 40 in the closed state.
  • a valve body 420, a movable core 430, a cap 440, and the like are accommodated in a case 410 formed as a cylindrical container.
  • An injection port 411 that is a fuel outlet is formed at the tip of the case 410 (the lower end in FIG. 2).
  • a valve seat 412 is formed on the inner wall surface of the case 410 and around the injection port 411.
  • the lower side (injection port 411 side) in FIG. 2 is simply referred to as the lower side
  • the upper side in FIG. 2 is simply referred to as the upper side. That is, in FIG. 2, the lower side faces the injection port 411 and the upper side faces the base end of the fuel injection valve 40.
  • the valve body 420 is arranged in a movable state along the longitudinal direction of the case 410 (vertical direction in FIG. 2). As shown in FIG. 2, when the position of the valve body 420 is the most closed (downward) position, the lower end of the valve body 420 is in contact with the valve seat 412 and the injection port 411 is blocked. It is in the state. For this reason, fuel is not injected from the injection port 411. As will be described later, when the movable core 430 moves upward and the valve body 420 also moves in the same direction, the lower end of the valve body 420 is separated from the valve seat 412. As a result, fuel is injected from the injection port 411. The fuel injection rate (injection amount per unit time) increases as the valve element 420 moves away from the valve seat 412. In other words, the degree of opening of the fuel injection valve 40 increases as the valve body 420 moves upward and away from the valve seat 412.
  • the entire valve body 420 has a substantially cylindrical shape, and is inserted into a through hole 432 formed in the center of the movable core 430.
  • the vicinity of the upper end portion of the valve body 420 is a diameter-enlarged portion 421 having a larger diameter than the other portions.
  • the lower surface 422 that is the lower end surface of the enlarged diameter portion 421 is separated from the upper surface 431 that is the upper end surface of the movable core 430. is doing.
  • a cylindrical body 480 is fixed to a part of the side surface of the valve body 420 below the movable core 430.
  • the lower part of the cylindrical body 480 has a shape protruding outward.
  • a spring 492 is disposed between the lower portion of the cylindrical body 480 and the movable core 430.
  • the cylindrical body 480 and the valve body 420 are biased toward the injection port 411 (downward) by the elastic force of the spring 492.
  • the movable core 430 is a substantially cylindrical member formed of a magnetic material such as ferritic stainless steel. As already described, the through hole 432 is formed in the center of the movable core 430, and the valve body 420 is inserted into the through hole 432. The outer diameter of the movable core 430 is substantially equal to the inner diameter of the case 410. The movable core 430 is arranged so as to be movable in the longitudinal direction (vertical direction) of the case 410.
  • a cap 440 is disposed above the movable core 430.
  • the cap 440 is a hollow cylindrical container, and its lower side is opened.
  • the cap 440 is disposed so as to cover the enlarged diameter portion 421 of the valve body 420 from the upper side.
  • the vertical dimension of the internal space of the movable core 430 is larger than the vertical dimension of the enlarged diameter portion 421.
  • a spring 491 is disposed on the upper side of the cap 440.
  • the cap 440 is urged downward by the elastic force of the spring 491.
  • the lower end of the cap 440 is in contact with the upper surface 431 of the movable core 430.
  • the elastic force of the spring 491 is also transmitted to the movable core 430 through the cap 440. That is, the movable core 430 is also biased downward.
  • a fixed core 460 is disposed above the movable core 430.
  • the fixed core 460 is a substantially cylindrical member made of a magnetic material such as ferritic stainless steel, and is fixed to the case 410.
  • a gap is formed between the fixed core 460 and the movable core 430.
  • a cylindrical bush 470 is fixed on the inner peripheral side of the fixed core 460. A part of the cap 440 and the enlarged diameter portion 421 is accommodated in the bush 470. The position of the lower end surface 471 of the bush 470 is further below the lower end of the fixed core 460. In the state where the fuel injection valve 40 is closed as shown in FIG. 2, the lower end surface 471 of the bush 470 and the upper surface 431 of the movable core 430 are separated from each other.
  • a coil 450 is disposed on the outer peripheral side of the fixed core 460.
  • a magnetic circuit is formed in the movable core 430, the fixed core 460, and the case 410.
  • an attractive force electromagnettic force
  • the movable core 430 receives a force directed toward the fixed core (upper side).
  • FIG. 3 shows changes in the order from (A), (B), and (C) until the fuel injection valve 40 changes from the closed state to the opened state. Further, in FIG. 4, a change in the position (height) of the valve body 420 is indicated by a line G1, and a change in the position of the movable core 430 is indicated by a line G2.
  • the position of the valve element 420 indicated by the line G1 in FIG. 4 is the height of the lower surface 422 of the valve element 420. Further, the position of the movable core 430 shown in FIG. 4 is the height of the upper surface 431 of the movable core 430.
  • FIG. 3A shows a state in which no drive current is supplied to the fuel injection valve 40 and the fuel injection valve 40 is closed. That is, the fuel injection valve 40 in the closed state as in FIG. 2 is shown.
  • the valve closing state is a state before time t10 in FIG.
  • the position of the valve body 420 in the valve closed state (height of the lower surface 422) is shown as a position P20.
  • the position of the movable core 430 in the valve closed state (the height of the upper surface 431) is indicated as a position P10.
  • the electromagnetic force acting on the movable core 430 gradually increases.
  • the electromagnetic force becomes larger than the elastic force of the spring 491 (more precisely, when it becomes larger than the elastic force of the spring 491 minus the elastic force of the spring 491), the movable core 430 starts to move upward (time). t10).
  • valve body 420 receives a downward force due to the fuel pressure.
  • the movable core 430 is moved downward by the fuel pressure. The force toward the side is not transmitted.
  • the movable core 430 is accelerated relatively smoothly toward the upper side, and sufficient kinetic energy is accumulated in the movable core 430.
  • the fuel injection valve 40 has a structure in which the movable core 430 and the valve body 420 are separated from each other in the closed state, so that the valve body 420 can be efficiently used even in a relatively high fuel pressure state. Can be moved in the valve opening direction.
  • the valve body 420 moves upward together with the movable core 430.
  • the opening degree of the fuel injection valve 40 increases, and the fuel injection rate also increases accordingly. That is, the state shown in FIG. 3B can be said to be a state in which the fuel injection valve 40 starts to open.
  • the valve body 420 and the movable core 430 move further upward.
  • the upper end of the movable range is reached (time t30).
  • the upper surface 431 of the movable core 430 is in contact with the lower end surface 471 of the bush 470.
  • the opening degree of the fuel injection valve 40 is maximized, the fuel injection rate is also maximized.
  • the state shown in FIG. 3C can be said to be a state where the fuel injection valve 40 has been opened.
  • the position of the valve body 420 in a state where the valve opening is completed is shown as a position P30.
  • FIG. 5A shows an example of the waveform of the drive pulse generated by the injection control apparatus 100.
  • the drive pulse is a rectangular wave voltage, and the supply of drive current (application of drive voltage) is performed during the period when the drive pulse is on.
  • the drive pulse is turned on at time t100, and the drive pulse is turned off at subsequent time t130.
  • FIG. 5B shows a change in driving current flowing through the coil 450 of the fuel injection valve 40.
  • FIG. 5C shows a change in the driving voltage applied to the fuel injection valve 40 in order to supply the driving current.
  • the injection control device 100 includes a high voltage circuit and a battery (both not shown) as a voltage source for generating a driving voltage. As shown in FIG. 5C, after time t100, a high voltage VH from the high voltage circuit is applied to the fuel injection valve 40. As a result, as shown in FIG. 5B, the driving current increases rapidly and finally increases to a maximum current value IH which is a predetermined target value.
  • the movable core 430 starts moving from a time before the time t110, and the movable core 430 is moved upward in a period after the time t110.
  • the inductance of the fuel injection valve 40 changes.
  • the magnitude of the driving current flowing through the coil 450 is affected by such a change in inductance. Therefore, the slope of the change in the driving current after time t110 varies depending on the moving speed of the movable core 430.
  • FIG. 5D shows the waveform of the voltage generated at the negative terminal of the fuel injection valve 40.
  • the drive current is forcibly reduced to 0 by the reflux circuit (not shown) of the injection control device 100.
  • An induced electromotive force (flyback voltage) having a simple waveform is generated at the negative terminal of the fuel injection valve 40.
  • the movable core 430 moves to the valve closing side (the lower side in FIG. 2), and the inductance in the fuel injection valve 40 changes accordingly.
  • the waveform of the flyback voltage is affected by such a change in inductance.
  • FIG. 5E shows a change in the position (height) of the movable core 430.
  • the movable core 430 starts to move after time t100 when the driving voltage starts to be applied.
  • the movable core 430 continues to move after the time t110 when the driving current reaches the maximum current value IH and the application of the driving voltage is stopped, and reaches the position P30 that is closest to the valve opening before and after the time t120. .
  • the movable core 430 is held at the position P30 during the period in which the driving voltage from the battery is applied (period until time t130).
  • the period during which the voltage VH from the high voltage circuit is applied is a period for generating energy necessary for moving the movable core 430 and the valve body 420 to the valve opening side. Further, the period during which the voltage VL from the battery is applied is a period for generating energy necessary to hold the movable core 430 and the valve body 420 at the position P30.
  • the attractive force generated between the movable core 430 and the fixed core 460 decreases and finally becomes zero.
  • the movable core 430 starts to move to the valve closing side at a timing later than the time t130, and returns to the position P10 in the valve closing state.
  • the period during which the drive pulse is on is sufficiently long, and the movable core 430 and the valve body 420 have reached the position P30. That is, the fuel injection valve 40 is operated under an operating condition such that the movable core 430 reaches a position where the opening of the fuel injection valve 40 is maximum.
  • the fuel injection valve 40 may be operated under an operating condition in which the opening of the fuel injection valve 40 is not maximized.
  • FIG. 6 shows an example of the operation of the fuel injection valve 40 in such a case.
  • FIG. 6 (A) shows the waveform of the drive pulse as in FIG. 5 (A).
  • the drive pulse shown in FIG. 6A is turned on at time t100 and then turned off at time t115 before time t130. That is, the width of the drive pulse shown in FIG. 6A is shorter than the width of the drive pulse shown in FIG.
  • FIG. 6 (E1) shows a change in the position (height) of the movable core 430 as in FIG. 5 (E).
  • the movable core 430 since the width of the drive pulse, that is, the period during which the drive current is supplied is short, the movable core 430 does not reach the position P30.
  • the movable core 430 starts moving from the position P10 at time t105, then reaches the position P25 on the valve closing side from the position P30, and then returns to the valve closing side again. Go.
  • the time when the movable core 430 returns to the position P10 is shown as time t119.
  • the operating condition in which the movable core 430 does not reach the position P30 closest to the valve opening side is also referred to as a partial lift condition.
  • an operating condition in which the movable core 430 reaches the position P30 closest to the valve opening side is also referred to as a full lift condition.
  • the injection amount from the fuel injection valve 40 may not be constant but may vary. In particular, when the fuel injection valve 40 is operated under partial lift conditions, variations in the injection amount are likely to occur.
  • FIG. 6 (E2) shows an example of a change in the position of the movable core 430 when the injection amount is small due to the above-described variation.
  • the movable core 430 starts moving at time t106 after time t105.
  • the reaching position of the movable core 430 is a position P24 on the valve closing side further than the position P25. After the movable core 430 reaches the position P24, the movable core 430 moves to the valve closing side, and returns to the position P10 at time t118 before time t119.
  • the amount of fuel injected from the fuel injection valve 40 is approximately proportional to the length of the period during which the movable core 430 is away from the position P10.
  • the injection amount is smaller than in the case of FIG. 6 (E1). Yes.
  • the deviation between the actual injection amount and the target value is grasped in advance, and the injection amount is set to the target value by correcting the width of the injection pulse, for example. It needs to be close.
  • the valve opening start timing and the valve closing completion timing in the partial lift conditions are estimated, and based on the length of the period between them. Estimate the actual injection amount.
  • the timing at which the drive pulse is turned on is regarded as the valve opening start timing, and the actual injection amount is estimated based only on the valve closing completion timing.
  • the variation in the valve opening start timing is relatively large. Therefore, accurate estimation of the valve opening start timing is indispensable for performing correction for making the injection amount coincide with the target value.
  • FIG. 14A Three graphs (lines G41, G42, and G43) shown in FIG. 14A show changes in the position of the movable core 430 for each of the three types of fuel injection valves 40 having different core gaps.
  • a line G41 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 having a relatively large core gap.
  • a line G42 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 having an average core gap.
  • a line G43 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 having a relatively small core gap.
  • the valve opening start timing is the latest.
  • a line G51 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 having a relatively large spring force such as the spring 491.
  • a line G52 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 in which the spring force of the spring 491 or the like is average.
  • a line G53 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 having a relatively small spring force such as the spring 491.
  • the valve opening start timing at which the movable core 430 reaches the position P20 is the earliest.
  • the valve opening start timing is the latest.
  • FIG. 14C shows the change in the position of the movable core 430 when the variation due to the core gap shown in FIG. 14A and the variation due to the spring force shown in FIG. Variations are shown.
  • a line G61 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 in which the core gap is relatively large and the spring force of the spring 491 or the like is relatively large.
  • a line G62 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 in which the core gap is relatively small and the spring force of the spring 491 or the like is relatively large.
  • a line G63 indicates a change in the position of the movable core 430 in the fuel injection valve 40 in which the core gap is relatively small and the spring force of the spring 491 or the like is relatively small.
  • the valve opening start timing at which each of the lines G61, G62, and G63 shown in FIG. 14C reaches the position P20 is different from each other.
  • the valve opening start timing is determined in combination by the variation in the core gap and the variation in the spring force. Therefore, in the fuel injection valve 40 configured as in the present embodiment, that is, in the fuel injection valve 40 configured such that the valve body 420 and the movable core 430 are separated when the valve is closed, the valve opening start timing There is a tendency that the variation of the is particularly large.
  • the injection control apparatus 100 calculates the valve opening start timing based on both the speed of the movable core 430 at the time of valve opening (valve opening speed) and the valve opening completion timing under the full lift condition. . Below, the specific calculation method of the valve opening start timing by the injection control apparatus 100 is demonstrated.
  • the injection control apparatus 100 includes a plurality of functional control blocks (such as the current detection unit 110) for calculating the valve opening start timing and the like.
  • the current detector 110 is a part that monitors the magnitude of the drive current that actually flows through the fuel injection valve 40 and acquires the waveform thereof.
  • the acquired waveform of the driving current is input to the speed calculation unit 111 and the first timing calculation unit 112, respectively.
  • the speed calculation unit 111 is the speed of the movable core 430 at the time of valve opening, that is, the movement of the movable core 430 that moves upward in FIG. This is the part that calculates the speed.
  • the speed calculation unit 111 calculates the speed of the movable core 430 based on the waveform of the driving current acquired under the full lift condition.
  • FIG. 8 shows an example of the waveform of the drive current after time t100 when the drive pulse is turned on.
  • the driving current rapidly decreases from the maximum current value IH.
  • the decreasing speed varies depending on the moving speed of the movable core 430. This is because the inductance of the fuel injection valve 40 changes with the movement of the movable core 430, thereby changing the driving current.
  • a line G11 shows a change in driving current when the moving speed of the movable core 430 is relatively high.
  • a line G12 shows a change in driving current when the moving speed of the movable core 430 is an average speed.
  • a line G13 shows a change in driving current when the moving speed of the movable core 430 is relatively slow. As shown in FIG. 8, the rate of decrease in the drive current increases as the moving speed of the movable core 430 toward the valve opening increases.
  • a threshold ITH smaller than the maximum current value IH is set.
  • the speed calculation unit 111 calculates the length of the period from time t110 when the driving voltage is turned off to the time when the driving current decreases and reaches the threshold value ITH (time t111, t112, t113).
  • the driving current decreases to the threshold value ITH at time t111 when the period TM1 has elapsed.
  • the driving current decreases to the threshold value ITH at time t112 when the period TM2 (> period TM1) has elapsed.
  • the driving current decreases to the threshold value ITH at time t113 when the period TM3 (> period TM2) has elapsed.
  • the speed calculation unit 111 calculates the period TM1 and the like based on the input driving current waveform, and calculates the moving speed of the movable core 430 based on the period TM1 and the map.
  • the length of the period TM1 and the like until the drive current reaches the threshold value ITH may be calculated using the time t110 as a reference (start) as described above, but the time t100 when the drive pulse is turned on. May be calculated on the basis of. However, in the latter case, the length of the period TM1 or the like may vary due to variations in the increase rate of the drive current. For this reason, as in the present embodiment, a mode in which the length of the period TM1 or the like is calculated with reference to the time t110 is preferable.
  • the moving speed of the movable core 430 may be calculated under the full lift condition as in the present embodiment, but it is also possible to calculate the moving speed of the movable core 430 under the partial lift condition. However, since the moving time of the movable core 430 is shortened under the partial lift condition, the calculation accuracy of the moving speed may be lowered. Therefore, it is preferable to calculate under the full lift condition as in this embodiment.
  • the first timing calculation unit 112 in FIG. 7 is based on the waveform of the driving current input from the current detection unit 110, that is, the timing at which the opening of the fuel injection valve 40 becomes maximum, that is, the movable core 430 is most opened. It is a part which calculates the valve opening completion timing which arrives at the position P30 used as the side.
  • FIG. 9 the calculation method of the valve opening completion timing by the first timing calculation unit 112 will be described.
  • the items shown in each of FIGS. 9A to 9E are the same as the items shown in FIGS. 5A to 5E, respectively.
  • FIG. 9 differs from the case of FIG. 5 in a part of the waveform of the applied driving voltage.
  • the calculation of the valve opening completion timing by the first timing calculation unit 112 is performed based on the waveform of the driving current acquired under the full lift condition.
  • valve opening completion timing is calculated, as shown in FIG. 9C, after time t120 at which the voltage VL from the battery starts to be applied, at least until the movable core 430 reaches the position P30.
  • the voltage VL is applied continuously (not intermittently).
  • the driving current once increases and then gradually decreases.
  • the movable core 430 continues to move in the valve opening direction.
  • the decrease in the driving current as described above is caused by a change in inductance in the fuel injection valve 40 as the movable core 430 moves.
  • the first timing calculation unit 112 acquires the timing (time t121) at which the driving current has changed from decrease to increase in this way, and calculates the length of the period TM20 from time t100 to time t121. As shown in FIG. 9E, the timing when the period TM20 has elapsed from the time t100 when the drive pulse is turned on is the valve opening completion timing.
  • the speed calculation unit 111 calculates the moving speed of the movable core 430 and the first timing calculation unit 112 calculates the valve opening completion timing based on one injection from the fuel injection valve 40. It may be a mode. However, it is preferable that the respective calculations are performed based on different injections as in the present embodiment because the driving voltage pattern can be changed to be advantageous for the calculation.
  • the moving speed of the movable core 430 calculated by the speed calculating unit 111 and the valve opening completion timing (period TM20) calculated by the first timing calculating unit 112 are input to the second timing calculating unit 113, respectively. Based on these two pieces of information, the second timing calculation unit 113 calculates a valve opening start timing that is a timing at which the movable core 430 reaches the position P20, that is, a timing at which the fuel injection valve 40 starts to open.
  • the graph shown in FIG. 10 is a part of FIG. 9E extracted and schematically drawn. Specifically, the change in the position of the movable core 430 in a straight line from the time t111 when the movable core 430 arrives at the position P20 to the time t121 when the movable core 430 arrives at the position P30 is expressed in a straight line. It is a representation. The inclination of the straight line is equal to the moving speed (valve opening speed) of the movable core 430 calculated by the speed calculation unit 111.
  • valve opening speed (P30 ⁇ P20) / (TM20 ⁇ TM10) (1) Since the dimensions of the components of the fuel injection valve 40 are already known, the value of (P30-P20) in the equation (1) is known. Also, since TM20 is calculated by the speed calculation unit 111, its value is still known. Therefore, the above equation (1) can be solved for TM10.
  • the second timing calculation unit 113 calculates TM10 by solving Equation (1) for TM10. As shown in FIG. 9E, the timing when the period TM10 has elapsed from the time t100 when the drive pulse is turned on is the valve opening start timing when the movable core has reached the position P20.
  • the voltage detector 120 is a part that monitors the magnitude of the induced electromotive force (flyback voltage) generated at the negative terminal of the fuel injection valve 40 and acquires the waveform thereof.
  • the acquired waveform of the flyback voltage is input to the third timing calculation unit 121.
  • the 3rd timing calculation part 121 is a part which calculates the timing which the movable core 430 returns to the position P10 based on the change (waveform) of a flyback voltage.
  • the timing at which the fuel injection valve 40 is closed is strictly the timing calculated by the third timing calculation unit 121. Is different. However, the period during which the movable core 430 reaches the position P10 from the position P20 is extremely short, and variations in the length hardly occur. Therefore, the timing (timing at which the movable core 430 returns to the position P10) calculated by the third timing calculation unit 121 will be treated as the valve closing completion timing below.
  • FIG. 11A shows a waveform of a drive pulse for driving the fuel injection valve 40 under a partial lift condition.
  • the waveform shown in FIG. 11 (A) is the same as that shown in FIG. 6 (A).
  • a line G21 in FIG. 11B shows an example of the waveform of the flyback voltage input from the voltage detection unit 120 to the third timing calculation unit 121.
  • the third timing calculation unit 121 calculates two waveforms (line G22, line G23) based on the flyback voltage waveform (line G21). Both the first waveform G22, which is the waveform indicated by the line G22, and the second waveform G23, which is the waveform indicated by the line G23, are obtained by filtering the flyback voltage waveform with a low-pass filter (not shown). The waveform is obtained. Note that the cutoff frequency f1 of the low-pass filter for generating the first waveform G22 is lower than the frequency of the noise component of the flyback voltage. Further, the cutoff frequency f2 of the low-pass filter for generating the second waveform G23 is further lower than the cutoff frequency f1 of the low-pass filter for generating the first waveform G22.
  • FIG. 11C shows a waveform obtained by taking the difference between the first waveform G22 and the second waveform G23.
  • the research conducted by the present inventors has found that the timing corresponding to the inflection point of the waveform thus calculated (time t117) is equal to the timing when the movable core 430 returns to the position P10. Yes.
  • the third timing calculation unit 121 calculates the waveform of FIG. 11C by taking the difference between the first waveform G22 and the second waveform G23, and then the timing when the waveform exceeds a predetermined threshold VTH ( Time t117) is acquired, and the length of the period TM30 from time t100 to time t117 is calculated.
  • the threshold value VTH is obtained in advance by experiments or the like so as to be a threshold value that overlaps with the inflection point of the waveform in FIG.
  • the timing when the period TM30 has elapsed from time t100 when the drive pulse is turned on is the valve closing completion timing.
  • both the valve opening start timing (period TM20) calculated by the second timing calculation section 113 and the valve closing completion timing (period TM30) calculated by the third timing calculation section 121 are input to the injection amount estimation section 130. Is done.
  • the injection amount estimation unit 130 estimates the fuel injection amount from the fuel injection valve 40 based on these two pieces of information.
  • the fuel injection amount under the partial lift condition has a strong positive correlation with the length of the period during which the fuel injection valve 40 is in the open state, that is, the period from the valve opening start timing to the valve closing completion timing. Therefore, in the injection amount estimation unit 130, the valve closing completion timing (period TM30) calculated by the third timing calculation unit 121, the valve opening start timing (period TM20) calculated by the second timing calculation unit 113, The injection amount is estimated based on the difference. A map in which the relationship between the difference and the injection amount is stored in advance (for each condition such as a driving voltage) and the injection amount is estimated by referring to this map may be used. The estimated injection amount is input from the injection amount estimation unit 130 to the correction unit 140.
  • the correction unit 140 is a part that corrects the injection control amount as necessary so that the difference between the estimated value of the injection amount input from the injection amount estimation unit 130 and the actual injection amount becomes small.
  • the injection control amount is an operation amount when controlling the operation of the fuel injection valve 40. Specifically, the width of the drive pulse (the energization time during which the drive current is supplied), the maximum value of the applied drive voltage (voltage VH from the high voltage circuit), and the maximum of the supplied drive current This is at least one of the values (maximum current value IH).
  • the injection amount under the partial lift condition is adjusted by adjusting the width of the drive pulse as the injection control amount.
  • FIG. 12A shows an example of the waveform of the drive pulse generated by the injection control apparatus 100 under the partial lift condition.
  • FIG. 12E3 shows an example of a change in the position (height) of the movable core 430 at that time.
  • the waveform shown by the dotted line DL1 in FIG. 12A is the same as the waveform shown in FIG.
  • the waveform indicated by the dotted line DL2 in FIG. 12E3 is the same as the waveform illustrated in FIG. 6E2.
  • the movable core 430 changes the position P10.
  • the separated period becomes shorter (changes from the period PW20 to the period PW10).
  • the fuel injection amount becomes smaller than the target value.
  • the change in the injection amount as described above is detected as a change in the length of the period from the valve opening start timing to the valve closing completion timing.
  • the correction unit 140 adjusts the injection amount by changing the width of the drive pulse at the next injection. Specifically, the width of the drive pulse is changed so that the length of the period from the valve opening start timing to the valve closing completion timing becomes a length corresponding to the target value of the injection amount.
  • the timing for turning off the drive pulse is delayed from time t115 to time t116 so that the waveform indicating the change in the position of the movable core 430 changes from the dotted line DL2 to the line G30.
  • the waveform of the line G30 in FIG. 12 (E3) is the same as the waveform in FIG. 6 (E1). That is, it is the same as the waveform when the injection amount becomes the target value.
  • the rising of the dotted line DL2 and the rising of the line G30 are drawn at the same timing.
  • valve opening start timing is the same in both the full lift condition and the partial lift condition. Therefore, even the valve opening start timing calculated under the full lift condition can be used for estimating the injection amount under the partial lift condition.
  • S01 it is determined whether an execution condition for calculating the valve opening start timing and the like and correcting the injection control amount is satisfied.
  • the internal combustion engine 10 provided with the fuel injection valve 40 is in steady operation, that is, when the output torque of the internal combustion engine 10 is substantially constant and the fluctuation is within a predetermined range. Then, it is determined that the execution condition is satisfied.
  • the cooling water temperature of the internal combustion engine 10 (measured value of the cooling water temperature sensor 11) is within a predetermined range, or the fuel pressure at the fuel injection valve 40 is within the predetermined range instead of or in addition to the above conditions. And at least one condition that the target fuel pressure that is the target value of the fuel pressure is constant may be used as the execution condition.
  • the process proceeds to S02. If the execution condition is satisfied, the process proceeds to S02. If the execution condition is not satisfied, the series of processes shown in FIG. Thus, since the valve opening start timing is calculated only when the execution condition is satisfied, the valve opening start timing is accurately calculated under stable conditions. In addition, the calculation of the valve opening start timing in each of the plurality of fuel injection valves 40 is performed under substantially the same conditions. As a result, variation in the injection amount of the fuel injection valve 40 between the cylinders is also reliably suppressed.
  • the speed calculation unit 111 calculates the valve opening speed (speed of the movable core 430). As already described with reference to FIG. 8, the valve opening speed is calculated based on the waveform of the driving current acquired under the full lift condition.
  • the first timing calculation unit 112 calculates the valve opening completion timing. As already described with reference to FIG. 9, the valve opening completion timing is also calculated based on the waveform of the driving current acquired under the full lift condition.
  • the valve opening start timing is calculated by the second timing calculation unit 113. As already described with reference to FIG. 10, the valve opening start timing is calculated based on both the valve opening speed calculated in S02 and the valve opening completion timing calculated in S03.
  • the third timing calculation unit 121 calculates the valve closing completion timing. As already described with reference to FIG. 11, the valve closing completion timing is calculated based on the waveform of the flyback voltage acquired under the partial lift condition.
  • the length of the period (opening period) from the valve opening start timing to the valve closing completion timing is calculated. That is, the length of the period during which fuel is injected is calculated by subtracting the valve opening start timing calculated in S04 from the valve closing completion timing calculated in S05.
  • the injection amount estimation unit 130 estimates the injection amount. As already described, the injection amount is estimated based on a map showing the relationship between the length of the valve opening period and the injection amount.
  • the correction of the injection control amount (drive pulse width) by the correction unit 140 is performed. As already described with reference to FIG. 12, the injection control amount of the fuel injection valve 40 under the partial lift condition is corrected here.
  • the calculation of the valve opening start timing and the correction of the injection control amount by the series of procedures described above are executed for each cylinder included in the vehicle GC. That is, the injection control amount is corrected for all the fuel injection valves 40. This not only suppresses variations in the injection amount of the single fuel injection valve 40 (changes over time) but also suppresses variations in the injection amount of the fuel injection valve 40 between cylinders.
  • valve opening speed of the fuel injection valve that is, the moving speed of the valve body is calculated based on the change of the driving current when the fuel injection valve is performing the valve opening operation.
  • valve opening completion timing which is the timing at which the opening degree of the fuel injection valve becomes maximum, is calculated by the first timing calculation unit.
  • Such valve opening completion timing can be calculated by a method similar to the conventional method, for example, based on a change in driving current.
  • the second timing calculation unit can calculate a valve opening start timing that is a timing at which the fuel injection valve starts to open based on the valve opening speed and the valve opening completion timing calculated as described above. .
  • an injection control device capable of suppressing variations in the injection amount by accurately calculating the valve opening start timing of the fuel injection valve.

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Abstract

電磁力により駆動される燃料噴射弁（４０）の動作を制御する噴射制御装置であって、燃料噴射弁に供給される駆動用電流を検知する電流検知部（１１０）と、燃料噴射弁が開弁動作を行っているときにおける駆動用電流の変化に基づいて、燃料噴射弁の開弁速度を算出する速度算出部（１１１）と、燃料噴射弁の開度が最大となるタイミングである開弁完了タイミングを算出する第１タイミング算出部（１１２）と、を備え、速度算出部で算出された開弁速度と開弁完了タイミングとに基づいて、燃料噴射弁が開弁し始めるタイミングである開弁開始タイミングを算出する第２タイミング算出部（１１３）を更に備えた噴射制御装置。

Description

噴射制御装置 関連出願の相互参照
　本出願は、２０１５年８月３日に出願された日本特許出願番号２０１５－１５３０８８号に基づくもので、ここにその記載内容を援用する。
　本開示は、電磁力により駆動される燃料噴射弁の動作を制御する噴射制御装置に関する。
　内燃機関には、燃料を噴射して内燃機関に供給するための燃料噴射弁が備えられている。燃料噴射弁は、駆動用電流の供給により生じる電磁力によって内部の弁体が駆動され、その開閉が切り替えられる電磁弁として構成されたものである。
　噴射制御装置は、燃料噴射弁からの燃料の噴射量が目標の噴射量と一致するように、燃料噴射弁の開閉動作を制御する。具体的には、燃料噴射弁に対して駆動用電流の供給が行われる時間（通電時間）の長さを調整することにより燃料噴射弁の開弁時間を調整し、これにより噴射量を所定の目標値に一致させる。
　ところで、燃料噴射弁の噴射量と通電時間との関係は常に同じなのではなく、燃料噴射弁毎の個体差や燃料噴射弁の劣化、及び周囲の気温等の運転状況等によりばらつきが生じてしまうことが知られている。特に、目標の噴射量が微少となり、燃料噴射弁の開度が最大とはならないような（弁体が最も開弁側となる位置まで到達しないような）運転条件の下で燃料の噴射が行われる場合には、噴射量のばらつきが大きくなる傾向がある。このため、燃料噴射弁の状態に応じて通電時間や駆動用電流の大きさ等を補正し、実際の噴射量の目標値に近づける必要がある。
　そこで、下記特許文献１に記載されている制御装置は、実際に流れる駆動用電流の変化に基づいて弁体及び可動コアの挙動を推定し、弁体が最も開弁側となる位置に到達したタイミング（開弁完了タイミング）や、燃料の噴射後に最も閉弁側となる位置に到達したタイミング（閉弁完了タイミング）を検知している。燃料噴射弁の状態の変化を、駆動用電流が供給され始めた時点から開弁完了タイミング（又は閉弁完了タイミング）までの長さの変化として把握し、それに基づく噴射量の調整を行うことを可能としている。
　また、下記特許文献２に記載されている燃料噴射制御装置は、駆動用電流の供給が停止された直後に生じるフライバック電圧の挙動に基づいて閉弁完了タイミングを推定している。駆動用電流が供給され始めた時点から閉弁完了タイミングまでの期間の長さに基づいて噴射パルスを補正することにより、噴射量の調整を行うことを可能としている。
国際公開第２０１３／１９１２６７号 特開２０１５－９６７２０号公報
　駆動用電流が供給され始めるタイミングと、燃料噴射弁が開弁し始める開弁開始タイミングとは必ずしも一致せず、且つ両者の関係にもばらつきが生じることがある。特に、電磁力を受けて駆動される可動コアと、可動コアから力を受けて移動する弁体と、が分離されており、閉弁時においては両者の間にギャップが形成されているような構造の燃料噴射弁においては、ギャップのばらつき等に起因して開弁開始タイミングのばらつきが大きくなる傾向がある。このため、噴射量の調整を適切に行いそのばらつきを抑制するためには、開弁完了タイミングや閉弁完了タイミングのみならず、開弁開始タイミングをも正確に推定することが望ましい。
　しかしながら、弁体が開弁方向に移動し始める際にはその移動速度が小さいため、弁体や可動コアの移動開始に起因した駆動用電流の変動は殆ど検知されない。従って、駆動用電流の変化に基づいて開弁開始タイミングを直接推定（算出）することは困難であった。
　本開示の目的は、燃料噴射弁の開弁開始タイミングを正確に算出することにより、噴射量のばらつきを抑制することのできる噴射制御装置を提供することにある。
　本開示の一態様による噴射制御装置は、電磁力により駆動される燃料噴射弁の動作を制御する噴射制御装置であって、燃料噴射弁に供給される駆動用電流を検知する電流検知部と、燃料噴射弁が開弁動作を行っているときにおける駆動用電流の変化に基づいて、燃料噴射弁の開弁速度を算出する速度算出部と、燃料噴射弁の開度が最大となるタイミングである開弁完了タイミングを算出する第１タイミング算出部と、を備えている。また、速度算出部で算出された開弁速度と開弁完了タイミングとに基づいて、燃料噴射弁が開弁し始めるタイミングである開弁開始タイミングを算出する第２タイミング算出部を更に備えている。
　このような噴射制御装置では、燃料噴射弁が開弁動作を行っているときにおける駆動用電流の変化に基づいて、燃料噴射弁の開弁速度、すなわち弁体の移動速度が算出される。また、燃料噴射弁の開度が最大となるタイミングである開弁完了タイミングが、第１タイミング算出部により算出される。このような開弁完了タイミングは、従来と同様の方法により、例えば駆動用電流の変化に基づいて算出することができる。
　開弁開始から開弁完了までの間に、弁体が移動する距離は既知である。従って、第２タイミング算出部は、上記のように算出された開弁速度と開弁完了タイミングとに基づいて、燃料噴射弁が開弁し始めるタイミングである開弁開始タイミングを算出することができる。
　本開示によれば、燃料噴射弁の開弁開始タイミングを正確に算出することにより、噴射量のばらつきを抑制することのできる噴射制御装置が提供される。
　本開示についての上記目的およびその他の目的、特徴や利点は、添付の図面を参照しながら下記の詳細な記述により、より明確になる。その図面は、
図１は、本開示の実施系他に係る噴射制御装置、及び、噴射制御装置が備えられた内燃機関の構成を示す図であり、 図２は、図１に示される燃料噴射弁の構造を模式的に示す図であり、 図３は、図燃料噴射弁の動作を説明するための図であり、 図４は、燃料噴射弁が動作している時における、各構成部品の位置の変化を示すグラフであり、 図５は、燃料噴射弁に供給される駆動用電流等の変化を示すグラフであり、 図６は、パーシャルリフト噴射時における燃料噴射弁の動作を示すグラフであり、 図７は、図１に示される噴射制御装置の機能的な構成を示すブロック図であり、 図８は、開弁速度の算出方法を説明するためのグラフであり、 図９は、開弁完了タイミングの算出方法を説明するための図であり、 図１０は、開弁開始タイミングの算出方法を説明するための図であり、 図１１は、閉弁完了タイミングの算出方法を説明するための図であり、 図１２は、噴射制御量の補正について説明するための図であり、 図１３は、噴射制御装置によって実行される処理の流れを示すフローチャートであり、 図１４は、燃料噴射弁の開弁タイミングのばらつきについて説明するための図である。
　以下、添付図面を参照しながら本開示の実施形態について説明する。説明の理解を容易にするため、各図面において同一の構成要素に対しては可能な限り同一の符号を付して、重複する説明は省略する。
　図１を参照しながら、本開示の一実施形態に係る噴射制御装置１００について説明する。噴射制御装置１００は、内燃機関１０を備えた車両ＧＣの一部に取り付けられており、内燃機関１０に設けられた燃料噴射弁４０の動作を制御するための装置となっている。
　車両ＧＣの構成について先に説明する。車両ＧＣは、内燃機関１０と、吸気配管２０と、排気配管３０とを備えている。
　内燃機関１０は、複数の気筒を備えた４サイクルレシプロエンジンであって、液体燃料を気筒内で燃焼させることにより駆動力を生じさせるものである。尚、それぞれの気筒の構成は略同一であるから、図１においては単一の気筒のみが内燃機関１０として図示されている。
　内燃機関１０の各気筒には、冷却水温センサ１１、ノックセンサ１２、クランク角センサ１３等の各種センサが取り付けられている。冷却水温センサ１１は、ラジエータ（不図示）と内燃機関１０との間で循環する冷却水の温度を測定するための温度センサである。ノックセンサ１２は、内燃機関１０の気筒内部で生じるノッキング（異常燃焼）を検出するためのセンサである。クランク角センサ１３は、気筒が備えるクランクシャフトの回転角を測定するためのセンサである。これらセンサによって得られた各測定値は噴射制御装置１００に入力される。
　内燃機関１０には燃料噴射弁４０が設けられている。燃料噴射弁４０はインジェクタとも称されるものであり、内燃機関１０の気筒の内部に燃料を噴射するための電磁弁である。燃料噴射弁４０には、不図示のフューエルポンプによって加圧された燃料が供給されている。燃料噴射弁４０が開状態になると、その先端から噴射された燃料が空気と混合されながら気筒内に供給される。噴射制御装置１００は、燃料噴射弁４０の開閉動作を制御することにより、内燃機関１０への燃料の供給量を調整する。燃料噴射弁４０の具体的な構成や動作については後に説明する。
　吸気配管２０は、内燃機関１０に空気を供給するための配管である。吸気配管２０には、上流側（図１では左側）から順に、エアクリーナ２１と、エアフローメータ２２と、スロットルバルブ２３と、サージタンク２５とが設けられている。吸気配管２０の下流側端部（図１では右側）には内燃機関１０が接続されている。
　エアクリーナ２１は、車両ＧＣの外部から導入される空気から異物を除去するためのフィルタである。エアフローメータ２２は、吸気配管２０を通り内燃機関１０に供給される空気の流量を測定するための流量計である。エアフローメータ２２によって測定された流量は、噴射制御装置１００に入力される。
　スロットルバルブ２３は、吸気配管２０を通る空気の流量を調整するための流量調整弁である。車両ＧＣに備えられたアクセルペダル（不図示）の操作量に応じて、スロットルバルブ２３の開度が調整され、これにより空気の流量が調整される。スロットルバルブ２３には開度センサ２４が備えられている。スロットルバルブ２３の開度は開度センサ２４によって測定され、噴射制御装置１００に入力される。
　サージタンク２５は、吸気配管２０の途中に形成された箱状の容器である。吸気配管２０は、サージタンク２５の下流側において複数に分岐しており、分岐したそれぞれの流路が各気筒へと接続されている。サージタンク２５の内部空間は、吸気配管２０のうち他の部分における内部空間よりも広くなっている。サージタンク２５により、一の気筒による圧力変動が他の気筒に影響してしまうことが防止されている。サージタンク２５には圧力センサ２６が備えられている。吸気配管２０内の圧力は圧力センサ２６によって測定され、噴射制御装置１００に入力される。
　排気配管３０は、内燃機関１０の気筒で生じた排ガスを外部に排出するための配管である。排気配管３０の上流側端部（図１では左側）は内燃機関１０に接続されている。排気配管３０の途中（内燃機関１０よりも下流側）には、排ガスを浄化するための触媒コンバータ３１が設けられている。
　排気配管３０のうち触媒コンバータ３１よりも上流側の部分には、空燃比センサ３２が備えられている。空燃比センサ３２は排気配管３０を通る排ガスの酸素濃度を監視するためのセンサであって、その測定結果は噴射制御装置１００に入力される。噴射制御装置１００は、内燃機関１０における燃焼が理論空燃比で行われるよう、空燃比センサ３２の測定結果等に基づいて燃料噴射弁４０からの燃料の噴射量を制御する。
　図２を参照しながら、燃料噴射弁４０の具体的な構成について説明する。図２には、閉弁状態における燃料噴射弁４０の内部構造が示されている。燃料噴射弁４０は、筒状の容器として形成されたケース４１０の内部に、弁体４２０、可動コア４３０、キャップ４４０等が収納されている。ケース４１０の先端（図２では下端）には、燃料の出口である噴射口４１１が形成されている。ケース４１０の内壁面であって、且つ噴射口４１１の周囲の部分には、弁座４１２が形成されている。
　尚、以下の説明においては、図２における下方側（噴射口４１１側）のことを単に下方側と表記し、図２における上方側のことを単に上方側と表記する。つまり、図２において、下方側は噴射口４１１に向け、上方側は燃料噴射弁４０の基端に向けている。
　弁体４２０は、ケース４１０の長手方向（図２では上下方向）に沿って移動可能な状態で配置されている。図２のように、弁体４２０の位置が最も閉弁側（下方側）の位置となっているときには、弁体４２０の下端が弁座４１２に当接しており、噴射口４１１が塞がれた状態となっている。このため、噴射口４１１からは燃料が噴射されない。後に説明するように、可動コア４３０が上方側に移動し、これに伴って弁体４２０も同方向に移動すると、弁体４２０の下端が弁座４１２から離れた状態となる。その結果、噴射口４１１からは燃料が噴射される。燃料の噴射率（単位時間当たりの噴射量）は、弁体４２０が弁座４１２から離れるほど大きくなる。換言すれば、弁体４２０が上方側に移動して弁座４１２から離れるほど、燃料噴射弁４０の開度は大きくなる。
　弁体４２０はその全体が略円柱形状となっており、可動コア４３０の中央に形成された貫通穴４３２に挿通された状態となっている。弁体４２０のうち上方側の端部近傍は、他の部分よりも径が大きい拡径部４２１となっている。図２のように燃料噴射弁４０が閉弁されている状態においては、拡径部４２１のうち下方側の端面である下面４２２は、可動コア４３０のうち上方側の端面である上面４３１から離間している。
　弁体４２０の側面のうち可動コア４３０よりも下方側の部分には、筒状体４８０が固定されている。筒状体４８０のうち下方側の部分は外方に向けて突出した形状となっている。筒状体４８０の下方側の部分と、可動コア４３０との間にはバネ４９２が配置されている。バネ４９２の弾性力により、筒状体４８０及び弁体４２０は噴射口４１１側（下方側）に向けて付勢されている。
　可動コア４３０は、例えばフェライト系ステンレス等の磁性材により形成された略円筒状の部材である。既に述べたように、可動コア４３０の中央には貫通穴４３２が形成されており、貫通穴４３２には弁体４２０が挿通されている。可動コア４３０の外径は、ケース４１０の内径に略等しい。可動コア４３０は、ケース４１０の長手方向（上下方向）に移動可能な状態で配置されている。
　可動コア４３０よりも上方側にはキャップ４４０が配置されている。キャップ４４０は中空の円柱形状の容器であって、その下方側が開口されている。キャップ４４０は、弁体４２０の拡径部４２１を上方側から覆うように配置されている。可動コア４３０の内部空間の上下方向の寸法は、拡径部４２１の上下方向の寸法よりも大きい。
　キャップ４４０の更に上方側にはバネ４９１が配置されている。バネ４９１の弾性力により、キャップ４４０は下方側に向けて付勢されている。図２のように燃料噴射弁４０が閉弁されている状態においては、キャップ４４０の下端は可動コア４３０の上面４３１に当接している。このため、バネ４９１の弾性力はキャップ４４０を介して可動コア４３０にも伝達されている。すなわち、可動コア４３０も下方側に向かって付勢されている。
　可動コア４３０の上方側には固定コア４６０が配置されている。固定コア４６０は、例えばフェライト系ステンレス等の磁性材により形成された略円筒形状の部材であって、ケース４１０に対して固定されている。固定コア４６０と可動コア４３０との間には隙間が形成されている。
　固定コア４６０の内周側には、円筒形状のブッシュ４７０が固定されている。ブッシュ４７０の内部には、キャップ４４０や拡径部４２１の一部が収納されている。ブッシュ４７０の下端面４７１の位置は、固定コア４６０の下端よりも更に下方側となっている。図２のように燃料噴射弁４０が閉弁されている状態においては、ブッシュ４７０の下端面４７１と、可動コア４３０の上面４３１との間は離間している。
　固定コア４６０の外周側には、コイル４５０が配置されている。噴射制御装置１００から供給された駆動用電流がコイル４５０に流れると、可動コア４３０、固定コア４６０、及びケース４１０において磁気回路が形成される。これにより、可動コア４３０と固定コア４６０との間に吸引力（電磁力）が生じ、可動コア４３０は固定コア側（上方側）に向かう力を受ける。
　図３及び図４を参照しながら、燃料噴射弁４０の開弁動作について説明する。図３には、燃料噴射弁４０が閉弁状態から開弁状態となるまでの変化が（Ａ）、（Ｂ）、（Ｃ）の順で示されている。また、図４には、弁体４２０の位置（高さ）の変化が線Ｇ１で示されており、可動コア４３０の位置の変化が線Ｇ２で示されている。
　尚、図４の線Ｇ１に示された弁体４２０の位置とは、弁体４２０のうち下面４２２の高さのことである。また、図４に示された可動コア４３０の位置とは、可動コア４３０のうち上面４３１の高さのことである。
　図３（Ａ）には、燃料噴射弁４０に駆動用電流が供給されておらず、燃料噴射弁４０が閉弁されている状態が示されている。つまり、図２と同じ閉弁状態の燃料噴射弁４０が示されている。閉弁状態は、図４における時刻ｔ１０よりも前の状態である。図４においては、閉弁状態における弁体４２０の位置（下面４２２の高さ）が位置Ｐ２０として示されている。また、閉弁状態における可動コア４３０の位置（上面４３１の高さ）が位置Ｐ１０として示されている。
　図３（Ａ）に示されている状態から駆動用電流が供給され始めると、可動コア４３０に働く電磁力が次第に大きくなって行く。電磁力がバネ４９１の弾性力よりも大きくなると（正確には、バネ４９１の弾性力からバネ４９１の弾性力を差し引いたものよりも大きくなると）、可動コア４３０が上方側に移動し始める（時刻ｔ１０）。
　このとき、弁体４２０は燃料の圧力によって下方側に向かう力を受けているのであるが、弁体４２０と可動コア４３０とは互いに離間しているので、可動コア４３０には燃料の圧力によって下方側に向かう力は伝達されない。可動コア４３０は比較的スムーズに上方側に向かって加速され、可動コア４３０には十分な運動エネルギーが蓄積される。
　その後、図３（Ｂ）に示されるように、時刻ｔ２０において可動コア４３０の上面４３１が拡径部４２１の下面４２２に当接（衝突）する。可動コア４３０には十分な運動エネルギーが蓄積されているので、弁体４２０は燃圧よりも大きな力を受けて上方側に移動し始める。このように、本実施形態に係る燃料噴射弁４０は、閉弁状態においては可動コア４３０と弁体４２０とが互いに離間している構造により、燃圧が比較的大きい状態においても効率よく弁体４２０を開弁方向に移動させることが可能となっている。
　図３（Ｂ）の状態となった後は、弁体４２０は可動コア４３０と共に上方側に移動する。これにより、燃料噴射弁４０の開度は大きくなって行き、それに伴って燃料の噴射率も大きくなって行く。つまり、図３（Ｂ）に示されている状態は、燃料噴射弁４０の開弁が開始される状態ということができる。
　その後も駆動用電流の供給が継続されると、弁体４２０及び可動コア４３０は更に上方側に移動する。最終的には、図３（Ｃ）に示されるように可動範囲の上端に到達する（時刻ｔ３０）。図３（Ｃ）の状態においては、可動コア４３０の上面４３１が、ブッシュ４７０の下端面４７１に当接している。また、燃料噴射弁４０の開度は最大となっているので、燃料の噴射率も最大となっている。図３（Ｃ）に示されている状態は、燃料噴射弁４０の開弁が完了した状態ということができる。図４においては、開弁が完了した状態における弁体４２０の位置が位置Ｐ３０として示されている。
　図３（Ｃ）の状態から、駆動用電流の供給が停止されると、可動コア４３０と固定コア４６０との間に生じていた吸引力が０となる。このため、バネ４９１の弾性力によって可動コア４３０は下方側に移動する。また、バネ４９２の弾性力及び燃圧によって弁体４２０も下方側に移動する。燃料噴射弁４０は、図３の（Ｃ）、（Ｂ）、（Ａ）の順に変化して閉弁状態に戻る。
　図５を参照しながら、燃料噴射弁４０に供給される駆動用電流等の変化について説明する。図５（Ａ）には、噴射制御装置１００で生成される駆動パルスの波形の例が示されている。駆動パルスは矩形波状の電圧であって、駆動パルスがオンとなっている期間において駆動用電流の供給（駆動用電圧の印加）が行われる。図５（Ａ）の例では、時刻ｔ１００において駆動パルスがオンとされ、その後の時刻ｔ１３０において駆動パルスがオフとされている。
　図５（Ｂ）には、燃料噴射弁４０のコイル４５０に流れる駆動用電流の変化が示されている。また、図５（Ｃ）には、駆動用電流を供給するために燃料噴射弁４０に印加される駆動用電圧の変化が示されている。
　噴射制御装置１００は、駆動用電圧を発生させるための電圧源として、高電圧回路とバッテリとを備えている（いずれも不図示）。図５（Ｃ）に示されるように、時刻ｔ１００以降においては高電圧回路からの高い電圧ＶＨが燃料噴射弁４０に印加される。その結果、図５（Ｂ）に示されるように、駆動用電流は急速に増加して行き、最終的には所定の目標値である最大電流値ＩＨまで増加する。
　駆動用電流の大きさが最大電流値ＩＨに到達すると（時刻ｔ１１０）、高電圧回路からの電圧ＶＨの印加が停止され、駆動用電圧は０となる。これにより、駆動用電流は時刻ｔ１１０以降において急速に減少して行く。
　尚、後に説明するように、時刻ｔ１１０よりも前の時点から可動コア４３０は移動を開始しており、時刻ｔ１１０以降の期間においても可動コア４３０は上方側に向かって移動している。このような可動コア４３０の移動に伴い、燃料噴射弁４０におけるインダクタンスが変化する。コイル４５０を流れる駆動用電流の大きさは、このようなインダクタンスの変化の影響を受ける。従って、時刻ｔ１１０以降における駆動用電流の変化の傾きは、可動コア４３０の移動速度に応じて異なるものとなる。
　時刻ｔ１１０の後の時刻ｔ１２０になると、燃料噴射弁４０への駆動用電流の供給が再び開始される。ただし、時刻ｔ１２０以降において燃料噴射弁４０に印加されるのは、高電圧回路からの電圧ＶＨではなく、バッテリからの電圧ＶＬ（＜電圧ＶＨ）となっている。図５（Ｃ）に示されるように、電圧ＶＬは間欠的に印加される。これにより、燃料噴射弁４０に供給される駆動用電流の大きさは、概ね電流値ＩＬ（＜最大電流値ＩＨ）の近傍に維持される。
　図５（Ｄ）には、燃料噴射弁４０のマイナス側端子に生じる電圧の波形が示されている。駆動パルスがオフとされる時刻ｔ１３０以降においては、噴射制御装置１００の還流回路（不図示）によって駆動用電流が強制的に０に落とされることに伴って、図５（Ｄ）に示されるような波形の誘導起電力（フライバック電圧）が燃料噴射弁４０のマイナス側端子に生じる。このとき、可動コア４３０は閉弁側（図２の下方側）に移動しており、これに伴って燃料噴射弁４０におけるインダクタンスが変化している。フライバック電圧の波形は、このようなインダクタンスの変化の影響を受ける。
　図５（Ｅ）には、可動コア４３０の位置（高さ）の変化が示されている。図５（Ｅ）に示されるように、可動コア４３０は、駆動用電圧が印加され始めた時刻ｔ１００よりも後に移動し始める。駆動用電流が最大電流値ＩＨに到達し、駆動用電圧の印加が停止された時刻ｔ１１０以降も可動コア４３０は移動を続け、時刻ｔ１２０の前後において、最も開弁側となる位置Ｐ３０に到達する。バッテリからの駆動用電圧が印加されている期間（時刻ｔ１３０までの期間）においては、可動コア４３０は位置Ｐ３０に保持される。
　以上のように、高電圧回路からの電圧ＶＨが印加されている期間は、可動コア４３０及び弁体４２０を開弁側に移動させるのに必要なエネルギーを生じさせるための期間となっている。また、バッテリからの電圧ＶＬが印加されている期間は、可動コア４３０及び弁体４２０を位置Ｐ３０に保持するのに必要なエネルギーを生じさせるための期間となっている。
　駆動用電流の供給が停止される時刻ｔ１３０以降においては、可動コア４３０と固定コア４６０との間に生じていた吸引力は小さくなって行き、最終的には０となる。図５（Ｅ）に示されるように、可動コア４３０は、時刻ｔ１３０よりも後のタイミングで閉弁側に移動し始めて、閉弁状態の位置Ｐ１０に戻って行く。
　尚、図５に示される例では、駆動パルスがオンとなっている期間が十分に長くなっており、可動コア４３０及び弁体４２０が位置Ｐ３０まで到達している。つまり、燃料噴射弁４０の開度が最大となる位置まで可動コア４３０等が到達するような運転条件で燃料噴射弁４０が動作している。
　しかしながら、噴射量の目標値が微少である場合には、燃料噴射弁４０の開度が最大とならないような運転条件で燃料噴射弁４０を動作させる場合もある。図６には、このような場合における燃料噴射弁４０の動作の例が示されている。
　図６（Ａ）には、図５（Ａ）と同様に駆動パルスの波形が示されている。図６（Ａ）に示される駆動パルスは、時刻ｔ１００においてオンとされた後、時刻ｔ１３０よりも前の時刻ｔ１１５においてオフとされている。つまり、図６（Ａ）に示される駆動パルスの幅は、図５（Ａ）に示される駆動パルスの幅よりも短い。
　図６（Ｅ１）には、図５（Ｅ）と同様に可動コア４３０の位置（高さ）の変化が示されている。図６の例においては、駆動パルスの幅、すなわち駆動用電流が供給される期間が短いので、可動コア４３０は位置Ｐ３０まで到達しない。図６（Ｅ１）に示されるように、可動コア４３０は、時刻ｔ１０５において位置Ｐ１０から移動を開始した後、位置Ｐ３０よりも閉弁側の位置Ｐ２５に到達し、その後は再び閉弁側に戻って行く。図６の例では、可動コア４３０が位置Ｐ１０に戻った時刻が時刻ｔ１１９として示されている。
　このように、最も開弁側の位置Ｐ３０までは可動コア４３０が到達しないような運転条件のことを、パーシャルリフト条件とも称する。一方、図５に示される例のように、最も開弁側の位置Ｐ３０まで可動コア４３０が到達するような運転条件のことを、フルリフト条件とも称する。
　駆動パルスの幅が一定であっても、燃料噴射弁４０からの噴射量が一定とはならずにばらつきが生じることがある。特に、パーシャルリフト条件で燃料噴射弁４０の動作が行われる際には、噴射量のばらつきが生じやすい。
　図６（Ｅ２）には、上記ばらつきにより噴射量が小さくなっている場合における、可動コア４３０の位置の変化の例が示されている。図６（Ｅ２）においては、時刻ｔ１０５よりも後の時刻ｔ１０６において可動コア４３０が移動を始めている。また、移動を始めてから駆動パルスがオフとなる時刻ｔ１１５までの期間が短いことに起因して、可動コア４３０の到達位置は位置Ｐ２５よりも更に閉弁側の位置Ｐ２４となっている。可動コア４３０が位置Ｐ２４に到達した後、可動コア４３０は閉弁側に移動し、時刻ｔ１１９よりも前の時刻ｔ１１８において位置Ｐ１０に戻っている。
　燃料噴射弁４０からの燃料の噴射量は、可動コア４３０が位置Ｐ１０を離れている期間の長さに概ね比例する。図６（Ｅ２）の例では、可動コア４３０が位置Ｐ１０を離れている期間が期間ＰＷ２０から期間ＰＷ１０へと短くなっているので、図６（Ｅ１）の場合に比べて噴射量が小さくなっている。
　このように、図６（Ａ）に示される噴射パルスの幅が同じであっても、可動コア４３０や弁体４２０の挙動が個体差によって変化してしまい、燃料の噴射量にばらつきが生じることがある。噴射量のばらつきは、図２に示されるバネ４９１やバネ４９２の弾性力のばらつきや、閉弁状態において可動コア（上面４３１）と弁体（下面４２２）との間に形成されている隙間の大きさのばらつきによって生じるものである。この場合、この隙間はコアギャップとも称する。
　燃料噴射弁４０の噴射量を目標値に一致させるためには、実際の噴射量と目標値とのずれを予め把握した上で、例えば噴射パルスの幅を補正することによって噴射量を目標値に近づける必要がある。実際の噴射量と目標値とのずれを予め把握するための方法としては、パーシャルリフト条件における開弁開始タイミングと、閉弁完了タイミングとをそれぞれ推定し、両者間の期間の長さに基づいて実際の噴射量を推定する。
　しかしながら、弁体４２０が開弁方向に移動し始める際にはその移動速度が小さいため、弁体４２０や可動コア４３０の移動に起因した駆動用電流の変動は生じにくい。従って、駆動用電流の変化に基づいて開弁開始タイミングを直接推定（算出）することは困難である。
　そこで、駆動パルスがオンとなったタイミングを開弁開始タイミングとみなした上で、閉弁完了タイミングのみに基づいて実際の噴射量を推定する。しかしながら、以下に説明するように、開弁開始タイミングのばらつきは比較的大きい。従って、噴射量を目標値に一致させるための補正を行うには、開弁開始タイミングの正確な推定が不可欠である。
　図１４を参照しながら、開弁開始タイミングのばらつきの要因について説明する。図１４（Ａ）に示される３つのグラフ（線Ｇ４１、Ｇ４２、Ｇ４３）は、コアギャップが互いに異なる３種類の燃料噴射弁４０のそれぞれについて、可動コア４３０の位置の変化を示したものである。線Ｇ４１に示されるのは、コアギャップが比較的大きな燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。線Ｇ４２に示されるのは、コアギャップが平均的な燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。線Ｇ４３に示されるのは、コアギャップが比較的小さな燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。
　図１４（Ａ）に示されるように、コアギャップが小さい場合の線Ｇ４３においては、開弁位置である位置Ｐ２０に可動コア４３０が到達するタイミング、すなわち開弁開始タイミングが最も早くなっている。一方、コアギャップが大きな場合の線Ｇ４１においては、開弁開始タイミングが最も遅くなっている。
　図１４（Ｂ）に示される３つのグラフ（線Ｇ５１、Ｇ５２、Ｇ５３）は、バネ４９１及びバネ４９２の強さ（バネ定数やバネ荷重の違いに起因する、下向き方向のバネの合力）が互いに異なる３種類の燃料噴射弁４０のそれぞれについて、可動コア４３０の位置の変化を示したものである。線Ｇ５１に示されるのは、バネ４９１等のバネ力が比較的大きな燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。線Ｇ５２に示されるのは、バネ４９１等のバネ力が平均的な燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。線Ｇ５３に示されるのは、バネ４９１等のバネ力が比較的小さな燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。
　図１４（Ｂ）に示されるように、バネ力が小さい場合の線Ｇ５３においては、位置Ｐ２０に可動コア４３０が到達する開弁開始タイミングが最も早くなっている。一方、バネ力が大きな場合の線Ｇ５１においては、開弁開始タイミングが最も遅くなっている。
　図１４（Ｃ）には、図１４（Ａ）に示されるコアギャップによるばらつきと、図１４（Ｂ）に示されるバネ力によるばらつきとが複合された場合における、可動コア４３０の位置の変化のばらつきが示されている。
　線Ｇ６１に示されるのは、コアギャップが比較的大きく、且つバネ４９１等のバネ力が比較的大きな燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。線Ｇ６２に示されるのは、コアギャップが比較的小さく、且つバネ４９１等のバネ力が比較的大きな燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。線Ｇ６３に示されるのは、コアギャップが比較的小さく、且つバネ４９１等のバネ力が比較的小さな燃料噴射弁４０における可動コア４３０の位置の変化である。
　図１４（Ｃ）に示される線Ｇ６１、Ｇ６２、Ｇ６３のそれぞれが位置Ｐ２０に到達する開弁開始タイミングは互いに異なっている。開弁開始タイミングは、コアギャップのばらつきと、バネ力のばらつきとによって複合的に決まる。このため、本実施形態のような構成の燃料噴射弁４０、すなわち、閉弁時において弁体４２０と可動コア４３０とが離間しているような構成の燃料噴射弁４０においては、開弁開始タイミングのばらつきが特に大きくなる傾向がある。
　また、図１４（Ｃ）に示されるように、線Ｇ６１等のそれぞれの波形は互いに異なるので、開弁開始タイミングと閉弁完了タイミングとの相関は比較的小さくなっている。このため、例えば閉弁完了タイミングに基づいて開弁開始タイミングを推定することも困難である。
　そこで、本実施形態に係る噴射制御装置１００では、開弁時における可動コア４３０の速度（開弁速度）と、フルリフト条件における開弁完了タイミングとの両方に基づいて、開弁開始タイミングを算出する。以下では、噴射制御装置１００による開弁開始タイミングの具体的な算出方法について説明する。
　図７に示されるように、噴射制御装置１００は、開弁開始タイミングの算出等を行うための機能的な制御ブロック（電流検知部１１０等）を複数備えている。
　電流検知部１１０は、燃料噴射弁４０に実際に流れる駆動用電流の大きさを監視し、その波形を取得する部分である。取得された駆動用電流の波形は、速度算出部１１１と、第１タイミング算出部１１２とにそれぞれ入力される。
　速度算出部１１１は、電流検知部１１０から入力された駆動用電流の波形に基づいて、開弁時における可動コア４３０の速度、すなわち、図２において上方側に向かって移動する可動コア４３０の移動速度を算出する部分である。速度算出部１１１による可動コア４３０の速度の算出は、フルリフト条件の下で取得された駆動用電流の波形に基づいて行われる。
　図８を参照しながら、速度算出部１１１による移動速度の算出方法について説明する。図８に示されるのは、駆動パルスがオンとなった時刻ｔ１００以降における駆動用電流の波形の例である。
　既に述べたように、駆動用電圧がオフとされた時刻ｔ１１０以降は、駆動用電流は最大電流値ＩＨから急速に減少して行く。その減少速度は、可動コア４３０の移動速度に応じて異なるものとなる。これは、可動コア４３０の移動に伴って燃料噴射弁４０におけるインダクタンスが変化し、これにより駆動用電流が変化するためである。
　線Ｇ１１に示されるのは、可動コア４３０の移動速度が比較的速い場合における駆動用電流の変化である。線Ｇ１２に示されるのは、可動コア４３０の移動速度が平均的な速度である場合における駆動用電流の変化である。線Ｇ１３に示されるのは、可動コア４３０の移動速度が比較的遅い場合における駆動用電流の変化である。図８に示されるように、可動コア４３０が開弁側に向かう移動速度が大きい程、駆動用電流の減少の速度は大きくなっている。
　本実施形態では、最大電流値ＩＨよりも小さな閾値ＩＴＨが設定されている。速度算出部１１１では、駆動用電圧がオフとされた時刻ｔ１１０から、駆動用電流が減少し閾値ＩＴＨに到達する時点（時刻ｔ１１１、ｔ１１２、ｔ１１３）までの期間の長さが算出される。
　図８の例では、可動コア４３０の移動速度が速い場合の線Ｇ１１では、期間ＴＭ１が経過した時刻ｔ１１１において駆動用電流が閾値ＩＴＨまで減少している。また、可動コア４３０の移動速度が平均的な場合の線Ｇ１２では、期間ＴＭ２（＞期間ＴＭ１）が経過した時刻ｔ１１２において駆動用電流が閾値ＩＴＨまで減少している。更に、可動コア４３０の移動速度が遅い場合の線Ｇ１３では、期間ＴＭ３（＞期間ＴＭ２）が経過した時刻ｔ１１３において駆動用電流が閾値ＩＴＨまで減少している。
　このように、開弁時における可動コア４３０の移動速度と、駆動用電流が最大電流値ＩＨから閾値ＩＴＨまで減少する期間の長さとは相関がある。噴射制御装置１００には、両者の関係が予めマップとして記憶されている。速度算出部１１１は、入力された駆動用電流の波形に基づいて期間ＴＭ１等を算出し、期間ＴＭ１等と上記マップとに基づいて可動コア４３０の移動速度を算出する。
　尚、駆動用電流が閾値ＩＴＨとなるまでの期間ＴＭ１等の長さは、上記のように時刻ｔ１１０を基準（始期）として算出されてもよいのであるが、駆動パルスがオンとされる時刻ｔ１００を基準として算出されてもよい。ただし、後者の場合には、駆動用電流の増加速度のばらつきによって期間ＴＭ１等の長さがばらついてしまう可能性がある。このため、本実施形態のように、時刻ｔ１１０を基準として期間ＴＭ１等の長さが算出される態様の方が望ましい。
　また、本実施形態のようにフルリフト条件の下で可動コア４３０の移動速度を算出してもよいのであるが、パーシャルリフト条件の下で可動コア４３０の移動速度を算出することも可能ではある。しかしながら、パーシャルリフト条件の下では可動コア４３０の移動時間が短くなるので、移動速度の算出精度が低下するおそれがある。従って、本実施形態のようにフルリフト条件の下で算出する方が好ましい。
　図７の第１タイミング算出部１１２は、電流検知部１１０から入力された駆動用電流の波形に基づいて、燃料噴射弁４０の開度が最大となるタイミング、すなわち、可動コア４３０が最も開弁側となる位置Ｐ３０に到達する開弁完了タイミングを算出する部分である。
　図９を参照しながら、第１タイミング算出部１１２による開弁完了タイミングの算出方法について説明する。図９（Ａ）～（Ｅ）のそれぞれに示される事項は、図５（Ａ）～（Ｅ）のそれぞれに示される事項とそれぞれ同一である。ただし、図９においては、印加される駆動用電圧の波形の一部において図５の場合と異なっている。第１タイミング算出部１１２による開弁完了タイミングの算出は、フルリフト条件の下で取得された駆動用電流の波形に基づいて行われる。
　開弁完了タイミングの算出が行われる際には、図９（Ｃ）に示されるように、バッテリからの電圧ＶＬが印加され始める時刻ｔ１２０以降、少なくとも可動コア４３０が位置Ｐ３０に到達するまでの間は電圧ＶＬの印加が（間欠的ではなく）連続的に行われる。
　図９（Ｂ）に示されるように、バッテリからの電圧ＶＬが印加され始めた時刻ｔ１２０以降は、駆動用電流は一旦増加した後、緩やかに減少し始める。このとき、可動コア４３０は開弁方向に移動し続けている。上記のような駆動用電流の減少は、可動コア４３０の移動に伴って燃料噴射弁４０におけるインダクタンスが変化することにより生じるものである。
　可動コア４３０が位置Ｐ３０に到達すると（時刻ｔ１２１）、ブッシュ４７０との衝突によって可動コア４３０の速度は急激に変化する。これに起因して、緩やかに減少していた駆動用電流は、時刻ｔ１２１以降は再び増加し始める。第１タイミング算出部１１２は、このように駆動用電流が減少から増加に転じたタイミング（時刻ｔ１２１）を取得して、時刻ｔ１００から時刻ｔ１２１までの期間ＴＭ２０の長さを算出する。図９（Ｅ）に示されるように、駆動パルスがオンになった時刻ｔ１００から期間ＴＭ２０が経過したタイミングが、開弁完了タイミングということになる。
　尚、燃料噴射弁４０からの１回の噴射に基づいて、速度算出部１１１による可動コア４３０の移動速度の算出と、第１タイミング算出部１１２による開弁完了タイミングの算出とが同時に行われるような態様であってもよい。ただし、本実施形態のように異なる噴射に基づいてそれぞれの算出が行われた方が、算出に有利となるよう駆動用電圧のパターンをそれぞれ変更することができるので好ましい。
　図７に戻って説明を続ける。速度算出部１１１によって算出された可動コア４３０の移動速度と、第１タイミング算出部１１２によって算出された開弁完了タイミング（期間ＴＭ２０）とは、それぞれ第２タイミング算出部１１３に入力される。第２タイミング算出部１１３は、これら２つの情報に基づいて、可動コア４３０が位置Ｐ２０に到達するタイミング、すなわち燃料噴射弁４０が開弁し始めるタイミングである開弁開始タイミングを算出する。
　図１０を参照しながら、第２タイミング算出部１１３による開弁開始タイミングの算出方法について説明する。図１０に示されるグラフは、図９（Ｅ）の一部を抜粋し且つ模式的に描いたものである。具体的には、可動コア４３０が位置Ｐ２０に到達したタイミングである時刻ｔ１１１から、可動コア４３０が位置Ｐ３０に到達したタイミングである時刻ｔ１２１までの期間における可動コア４３０の位置の変化を、直線で表したものである。直線の傾きは、速度算出部１１１によって算出された可動コア４３０の移動速度（開弁速度）に等しい。
　時刻ｔ１００から時刻ｔ１１０までの期間を期間ＴＭ１０と表記すると、開弁速度は以下の式（１）で表すことができる。
開弁速度＝（Ｐ３０－Ｐ２０）／（ＴＭ２０－ＴＭ１０）・・・（１）
　燃料噴射弁４０の各部品の寸法は既に判っているので、式（１）のうち（Ｐ３０－Ｐ２０）の値は既知である。また、ＴＭ２０は速度算出部１１１により算出されたものであるから、その値はやはり既知である。従って、上記の式（１）はＴＭ１０について解くことが可能である。第２タイミング算出部１１３は、式（１）をＴＭ１０について解くことによりＴＭ１０を算出する。図９（Ｅ）に示されるように、駆動パルスがオンになった時刻ｔ１００から期間ＴＭ１０が経過したタイミングが、可動コアが位置Ｐ２０に到達した開弁開始タイミングということになる。
　電圧検知部１２０は、燃料噴射弁４０のマイナス側端子に生じる誘導起電力（フライバック電圧）の大きさを監視し、その波形を取得する部分である。取得されたフライバック電圧の波形は、第３タイミング算出部１２１に入力される。第３タイミング算出部１２１は、フライバック電圧の変化（波形）に基づいて、可動コア４３０が位置Ｐ１０に戻るタイミングを算出する部分である。
　尚、燃料噴射弁４０が閉弁状態となるタイミング、すなわち可動コア４３０が閉弁方向に移動して位置Ｐ２０に到達するタイミングは、第３タイミング算出部１２１によって算出される上記タイミングとは厳密には異なっている。しかしながら、可動コア４３０が位置Ｐ２０から位置Ｐ１０に到達する期間は極めて短く、且つその長さのばらつきはほとんど生じない。従って、第３タイミング算出部１２１によって算出されたタイミング（可動コア４３０が位置Ｐ１０に戻るタイミング）のことを、以下においては閉弁完了タイミングとして扱うこととする。
　図１１を参照しながら、第３タイミング算出部１２１による閉弁完了タイミングの算出方法について説明する。第３タイミング算出部１２１による閉弁完了タイミングの算出は、パーシャルリフト条件の下で取得されたフライバック電圧の波形に基づいて行われる。図１１（Ａ）には、パーシャルリフト条件で燃料噴射弁４０を駆動させるための駆動パルスの波形である。図１１（Ａ）に示される波形は、図６（Ａ）に示されたものと同一である。
　図１１（Ｂ）の線Ｇ２１は、電圧検知部１２０から第３タイミング算出部１２１に入力されたフライバック電圧の波形の例を示している。
　第３タイミング算出部１２１では、フライバック電圧の波形（線Ｇ２１）に基づいて、二つの波形（線Ｇ２２、線Ｇ２３）の算出が行われる。線Ｇ２２で示される波形である第１波形Ｇ２２、及び、線Ｇ２３で示される波形である第２波形Ｇ２３は、いずれも、フライバック電圧の波形をローパスフィルタ（不図示）でフィルタ処理することにより得られる波形となっている。尚、第１波形Ｇ２２を生成するためのローパスフィルタのカットオフ周波数ｆ１は、フライバック電圧のノイズ成分の周波数よりも低くなっている。また、第２波形Ｇ２３を生成するためのローパスフィルタのカットオフ周波数ｆ２は、第１波形Ｇ２２を生成するためのローパスフィルタのカットオフ周波数ｆ１よりも更に低くなっている。
　図１１（Ｃ）には、第１波形Ｇ２２と第２波形Ｇ２３との差分を取ることにより得られる波形が示されている。本発明者らが行った研究により、このように算出された波形の変曲点に対応するタイミング（時刻ｔ１１７）が、可動コア４３０が位置Ｐ１０に戻ったタイミングに等しくなるという知見が得られている。
　そこで、第３タイミング算出部１２１は、第１波形Ｇ２２と第２波形Ｇ２３との差分を取ることにより図１１（Ｃ）の波形を算出した後、この波形が所定の閾値ＶＴＨを上回ったタイミング（時刻ｔ１１７）を取得して、時刻ｔ１００から時刻ｔ１１７までの期間ＴＭ３０の長さを算出する。閾値ＶＴＨは、図１１（Ｃ）の波形の変曲点と重なる閾値となるように、予め実験などにより求められたものである。図１１（Ｃ）に示されるように、駆動パルスがオンになった時刻ｔ１００から期間ＴＭ３０が経過したタイミングが、閉弁完了タイミングということになる。
　図７に戻って説明を続ける。第２タイミング算出部１１３によって算出された開弁開始タイミング（期間ＴＭ２０）と、第３タイミング算出部１２１によって算出された閉弁完了タイミング（期間ＴＭ３０）とは、いずれも噴射量推定部１３０に入力される。噴射量推定部１３０は、これら２つの情報に基づいて、燃料噴射弁４０からの燃料の噴射量を推定する。
　パーシャルリフト条件における燃料の噴射量は、燃料噴射弁４０が開弁状態となっている期間、すなわち、開弁開始タイミングから閉弁完了タイミングまでの期間の長さと強い正の相関がある。このため、噴射量推定部１３０では、第３タイミング算出部１２１によって算出された閉弁完了タイミング（期間ＴＭ３０）と、第２タイミング算出部１１３によって算出された開弁開始タイミング（期間ＴＭ２０）と、の差分に基づいて噴射量の推定を行う。上記差分と噴射量との関係を示すマップが（駆動用電圧等の条件毎に）予め記憶されており、このマップを参照することによって噴射量の推定が行われる態様であってもよい。推定された噴射量は、噴射量推定部１３０から補正部１４０に入力される。
　補正部１４０は、噴射量推定部１３０から入力された噴射量の推定値と、実際の噴射量との差が小さくなるように、必要に応じて噴射制御量の補正を行う部分である。噴射制御量とは、燃料噴射弁４０の動作を制御する際の操作量のことである。具体的には、駆動パルスの幅（駆動用電流が供給される通電時間）、印加される駆動用電圧の最大値（高電圧回路からの電圧ＶＨ）、及び、供給される駆動用電流の最大値（最大電流値ＩＨ）のうち少なくとも一つのことである。本実施形態では、噴射制御量として駆動パルスの幅を調整することにより、パーシャルリフト条件における噴射量の調整が行われる。
　図１２を参照しながら、噴射量の調整について説明する。図１２（Ａ）には、パーシャルリフト条件において噴射制御装置１００で生成される駆動パルスの波形の例が示されている。図１２（Ｅ３）には、そのときの可動コア４３０の位置（高さ）の変化の例が示されている。
　尚、図１２（Ａ）の点線ＤＬ１で示される波形は、図６（Ａ）に示される波形と同一である。また、図１２（Ｅ３）の点線ＤＬ２で示される波形は、図６（Ｅ２）に示される波形と同一である。
　点線ＤＬ２、及び図６（Ｅ２）で示されるように、燃料噴射弁４０の個体差によって可動コア４３０の最大到達位置が位置Ｐ２５から位置Ｐ２４に変化した場合には、可動コア４３０が位置Ｐ１０を離れている期間が短くなる（期間ＰＷ２０から期間ＰＷ１０へと変化する）。その結果、燃料の噴射量は目標値よりも小さくなってしまう。既に述べたように、上記のような噴射量の変化は、開弁開始タイミングから閉弁完了タイミングまでの期間の長さの変化として検知される。
　噴射量が目標値からずれていることが検知された場合には、補正部１４０は、次回の噴射時における駆動パルスの幅を変更することにより、噴射量の調整を行う。具体的には、開弁開始タイミングから閉弁完了タイミングまでの期間の長さが、噴射量の目標値に対応する長さとなるように、駆動パルスの幅を変更する。
　図１２の例では、可動コア４３０の位置の変化を示す波形が点線ＤＬ２から線Ｇ３０に変化するように、駆動パルスをオフにするタイミングを時刻ｔ１１５から時刻ｔ１１６に遅らせている。尚、図１２（Ｅ３）の線Ｇ３０の波形は、図６（Ｅ１）の波形と同一である。つまり、噴射量が目標値通りとなる場合の波形と同一である。尚、図１２（Ｅ３）においては、点線ＤＬ２の立ち上がりと線Ｇ３０の立ち上がりとが同一タイミングとなるように描かれている。
　このように、算出された開弁開始タイミング及び閉弁完了タイミングに基づいて噴射制御量（駆動パルスの幅）を補正することにより、パーシャルリフト条件における燃料の噴射量を目標値に近づけることが可能となる。本実施形態では、燃料噴射弁４０の構造上のばらつきに起因して開弁開始タイミングのばらつきが生じた場合でも、現時点における開弁開始タイミングを正確に算出し、これに基づいて噴射量の推定及び噴射制御量の補正を適切に行うことができる。
　尚、開弁開始タイミングの算出はフルリフト条件の下で行われるのであるが、フルリフト条件においてもパーシャルリフト条件においても、開弁開始タイミングは同一となる。従って、フルリフト条件の下で算出された開弁開始タイミングであっても、パーシャルリフト条件における噴射量の推定のために用いることができる。
　以上に説明したような開弁開始タイミング等の算出、及び噴射制御量の補正を行うために、噴射制御装置１００で実行される処理の流れについて説明する。図１３に示される一連の処理は、所定の周期が経過する毎に、噴射制御装置１００で繰り返し実行されている。
　Ｓ０１では、開弁開始タイミング等の算出、及び噴射制御量の補正を実行するための実行条件が成立しているか否かが判定される。本実施形態では、燃料噴射弁４０が設けられた内燃機関１０が定常運転中である場合、すなわち、内燃機関１０の出力トルクが概ね一定であり、その変動が所定範囲内に収まっている場合に、実行条件が成立したとの判定がなされる。
　尚、上記の条件に替えて、又は上記の条件に加えて、内燃機関１０の冷却水温（冷却水温センサ１１の測定値）が所定範囲内であること、燃料噴射弁４０における燃圧が所定範囲内であること、及び燃圧の目標値である目標燃圧が一定であること、のうち少なくとも一つの条件が、実行条件として用いられてもよい。
　実行条件が成立している場合には、Ｓ０２に移行する。実行条件が成立していない場合には、図１３に示される一連の処理を終了する。このように、実行条件が満たされた場合にのみ開弁開始タイミングの算出等が行われるので、安定した条件の下で正確に開弁開始タイミングが算出される。また、複数の燃料噴射弁４０のそれぞれにおける開弁開始タイミングの算出等が、概ね同一の条件で行われることとなる。その結果、気筒間における燃料噴射弁４０の噴射量のばらつきも確実に抑制される。
　Ｓ０２では、速度算出部１１１による開弁速度（可動コア４３０の速度）の算出が行われる。図８を参照しながら既に説明したように、開弁速度の算出は、フルリフト条件の下で取得された駆動用電流の波形に基づいて行われる。
　Ｓ０３では、第１タイミング算出部１１２による開弁完了タイミングの算出が行われる。図９を参照しながら既に説明したように、開弁完了タイミングの算出も、フルリフト条件の下で取得された駆動用電流の波形に基づいて行われる。
　Ｓ０４では、第２タイミング算出部１１３による開弁開始タイミングの算出が行われる。図１０を参照しながら既に説明したように、開弁開始タイミングの算出は、Ｓ０２で算出された開弁速度、及び、Ｓ０３で算出された開弁完了タイミングの両方に基づいて行われる。
　Ｓ０５では、第３タイミング算出部１２１による閉弁完了タイミングの算出が行われる。図１１を参照しながら既に説明したように、閉弁完了タイミングの算出は、パーシャルリフト条件の下で取得されたフライバック電圧の波形に基づいて行われる。
　Ｓ０６では、開弁開始タイミングから閉弁完了タイミングまでの期間（開弁期間）の長さの算出が行われる。すなわち、Ｓ０５で算出された閉弁完了タイミングから、Ｓ０４で算出された開弁開始タイミングを差し引くことにより、燃料の噴射が行われている期間の長さが算出される。
　Ｓ０７では、噴射量推定部１３０による噴射量の推定が行われる。既に説明したように、噴射量の推定は、開弁期間の長さと噴射量との関係を示すマップに基づいて行われる。
　Ｓ０８では、補正部１４０による噴射制御量（駆動パルスの幅）の補正が行われる。図１２を参照しながら既に説明したように、ここではパーシャルリフト条件における燃料噴射弁４０の噴射制御量が補正される。
　尚、以上に説明した一連の手順による開弁開始タイミングの算出、及び噴射制御量の補正は、車両ＧＣが備えるそれぞれの気筒毎に実行される。つまり、全ての燃料噴射弁４０に対して噴射制御量の補正等が行われる。これにより、燃料噴射弁４０の単体における噴射量のばらつき（継時変化）が抑制されるだけでなく、気筒間における燃料噴射弁４０の噴射量のばらつきも抑制される。
　このような噴射制御装置では、燃料噴射弁が開弁動作を行っているときにおける駆動用電流の変化に基づいて、燃料噴射弁の開弁速度、すなわち弁体の移動速度が算出される。また、燃料噴射弁の開度が最大となるタイミングである開弁完了タイミングが、第１タイミング算出部により算出される。このような開弁完了タイミングは、従来と同様の方法により、例えば駆動用電流の変化に基づいて算出することができる。
　開弁開始から開弁完了までの間に、弁体が移動する距離は既知である。従って、第２タイミング算出部は、上記のように算出された開弁速度と開弁完了タイミングとに基づいて、燃料噴射弁が開弁し始めるタイミングである開弁開始タイミングを算出することができる。
　本開示によれば、燃料噴射弁の開弁開始タイミングを正確に算出することにより、噴射量のばらつきを抑制することのできる噴射制御装置が提供される。
　以上、具体例を参照しつつ本開示の実施の形態について説明した。しかし、本開示はこれらの具体例に限定されるものではない。すなわち、これら具体例に、当業者が適宜設計変更を加えたものも、本開示の特徴を備えている限り、本開示の範囲に包含される。例えば、前述した各具体例が備える各要素およびその配置、材料、条件、形状、サイズなどは、例示したものに限定されるわけではなく適宜変更することができる。また、前述した各実施の形態が備える各要素は、技術的に可能な限りにおいて組み合わせることができ、これらを組み合わせたものも本開示の特徴を含む限り本開示の範囲に包含される。

 

Claims (12)

  1. 　電磁力により駆動される燃料噴射弁（４０）の動作を制御する噴射制御装置であって、
    　前記燃料噴射弁に供給される駆動用電流を検知する電流検知部（１１０）と、
    　前記燃料噴射弁が開弁動作を行っているときにおける前記駆動用電流の変化に基づいて、前記燃料噴射弁の開弁速度を算出する速度算出部（１１１）と、
    　前記燃料噴射弁の開度が最大となるタイミングである開弁完了タイミングを算出する第１タイミング算出部（１１２）と、を備え、
    　前記速度算出部で算出された前記開弁速度と前記開弁完了タイミングとに基づいて、前記燃料噴射弁が開弁し始めるタイミングである開弁開始タイミングを算出する第２タイミング算出部（１１３）を更に備えた噴射制御装置。
  2. 　前記第１タイミング算出部は、前記駆動用電流の変化に基づいて前記開弁完了タイミングを算出するものである、請求項１に記載の噴射制御装置。
  3. 　前記燃料噴射弁の閉弁が完了したタイミングである閉弁完了タイミングを算出する第３タイミング算出部（１２１）と、
    　前記燃料噴射弁の開度が最大とはならない運転条件で燃料の噴射が行われる際における噴射量を、前記開弁開始タイミングから前記閉弁完了タイミングまでの期間の長さに基づいて推定する噴射量推定部（１３０）と、を更に備えた、請求項１に記載の噴射制御装置。
  4. 　前記第３タイミング算出部は、前記燃料噴射弁において生じる誘導起電力の変化に基づいて前記閉弁完了タイミングを算出する、請求項３に記載の噴射制御装置。
  5. 　前記噴射量推定部により推定された噴射量に基づいて、前記燃料噴射弁の開度が最大とはならない運転条件で燃料の噴射が行われる際における噴射制御量の補正を行う、請求項３に記載の噴射制御装置。
  6. 　前記噴射制御量は、前記燃料噴射弁に前記駆動用電流が供給される時間である通電時間、前記駆動用電流の供給のために前記燃料噴射弁に印加される電圧の最大値、及び前記燃料噴射弁に供給される前記駆動用電流の最大値、のうち少なくとも一つである、請求項５に記載の噴射制御装置。
  7. 　前記速度算出部は、所定タイミングから、前記駆動用電流が最大値から低下して所定閾値を下回るタイミングまでの期間の長さに基づいて、前記開弁速度を算出する、請求項１に記載の噴射制御装置。
  8. 　前記所定タイミングは、前記駆動用電流が最大値となったタイミングである、請求項７に記載の噴射制御装置。
  9. 　前記噴射制御量の補正は、前記開弁開始タイミングから前記閉弁完了タイミングまでの期間の長さが、噴射量の目標値に対応する長さとなるように行われる、請求項５に記載の噴射制御装置。
  10. 　前記速度算出部による前記開弁速度の算出は、前記燃料噴射弁の開度が最大となる運転条件の下で行われる、請求項１に記載の噴射制御装置。
  11. 　前記燃料噴射弁が設けられた内燃機関が定常運転中であること、前記内燃機関の冷却水温が所定範囲内であること、前記燃料噴射弁における燃圧が所定範囲内であること、及び前記燃圧の目標値である目標燃圧が一定であること、のうち少なくとも一つの条件を満たした状態で、前記第２タイミング算出部による前記開弁開始タイミングの算出が行われる、請求項１に記載の噴射制御装置。
  12. 　前記燃料噴射弁は、
    　前記駆動用電流で生じる電磁力により駆動される可動コアと、
    　前記可動コアから力を受けて移動する弁体と、を内部に備えており、前記弁体の移動によってその開度を変化させるものであって、
    　前記燃料噴射弁が閉弁している状態においては、前記可動コアと前記弁体とが互いに離間した状態となっており、
    　前記燃料噴射弁が開弁する際には、先ず前記可動コアのみが移動を開始した後、前記可動コアが前記弁体に当接することにより前記弁体が移動を開始する、請求項１に記載の噴射制御装置。

     
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* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2018135891A (ja) * 2018-06-06 2018-08-30 株式会社デンソー 噴射制御装置
JP7177486B2 (ja) 2019-03-25 2022-11-24 日立Astemo株式会社 燃料噴射装置の制御装置

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2010090804A (ja) * 2008-10-08 2010-04-22 Nippon Soken Inc 燃料噴射装置
JP2011163156A (ja) * 2010-02-05 2011-08-25 Keihin Corp 燃料噴射制御装置及び方法
JP2011196228A (ja) * 2010-03-18 2011-10-06 Nippon Soken Inc 燃料噴射装置および燃料噴射弁
JP2011231696A (ja) * 2010-04-28 2011-11-17 Nippon Soken Inc 燃料噴射弁
JP2014208998A (ja) * 2010-10-05 2014-11-06 株式会社デンソー 燃料噴射弁
WO2015045508A1 (ja) * 2013-09-25 2015-04-02 日立オートモティブシステムズ株式会社 燃料噴射装置の駆動装置

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2010090804A (ja) * 2008-10-08 2010-04-22 Nippon Soken Inc 燃料噴射装置
JP2011163156A (ja) * 2010-02-05 2011-08-25 Keihin Corp 燃料噴射制御装置及び方法
JP2011196228A (ja) * 2010-03-18 2011-10-06 Nippon Soken Inc 燃料噴射装置および燃料噴射弁
JP2011231696A (ja) * 2010-04-28 2011-11-17 Nippon Soken Inc 燃料噴射弁
JP2014208998A (ja) * 2010-10-05 2014-11-06 株式会社デンソー 燃料噴射弁
WO2015045508A1 (ja) * 2013-09-25 2015-04-02 日立オートモティブシステムズ株式会社 燃料噴射装置の駆動装置

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