WO2017047216A1

WO2017047216A1 - ディーゼルエンジンの制御装置

Info

Publication number: WO2017047216A1
Application number: PCT/JP2016/070762
Authority: WO
Inventors: 増田　誠
Original assignee: 株式会社デンソー
Priority date: 2015-09-15
Filing date: 2016-07-14
Publication date: 2017-03-23
Also published as: JP6332211B2; JP2017057759A

Abstract

燃焼室内の実際の筒内圧を実筒内圧として取得する筒内圧取得部（３０，３４，Ｓ１０，Ｓ１３）と、吸気バルブ（２１）及び排気バルブ（２２）の閉弁期間において筒内圧取得部により取得された実筒内圧に基づいて、圧縮行程のうち吸気バルブの閉弁後における燃焼室内のガスの比熱比を推定する比熱比推定部（３０，Ｓ１１，４０～４９）と、圧縮行程であってかつ燃料噴射弁の燃料噴射後の期間において燃焼室内で燃焼が行われない状態での筒内圧を、推定された比熱比と、圧縮行程のうち吸気バルブの閉弁後において取得された実筒内圧に基づいて推定する圧力推定部（３０，Ｓ１４，Ｓ１５）と、圧力推定部により推定された筒内圧に基づいて、燃焼室内の実際の筒内圧がその許容上限値を超えないように燃料噴射弁による燃料噴射制御を行う噴射制御部（３０，Ｓ１６～Ｓ１８）と、を備えるディーゼルエンジンの制御装置。

Description

ディーゼルエンジンの制御装置

関連出願の相互参照

　本出願は、２０１５年９月１５日に出願された日本特許出願番号２０１５－１８１８６２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、燃焼室内に燃料を直接噴射する燃料噴射弁を備えるディーゼルエンジンに適用される制御装置に関する。

　ディーゼルエンジンは、燃料噴射弁から噴射された燃料を燃焼室の圧縮により自着火させるため、ガソリンエンジンに比べて圧縮比が高く、燃料の燃焼により発生する燃焼室内の筒内圧のピークが高くなる。筒内圧がその許容上限値を超えると、エンジンの信頼性が低下するおそれがある。このため、エンジンの強度を向上させることにより許容上限値を高くする。しかしながら、エンジンの強度を向上させると、エンジンの重量及びコストが増加するおそれがある。

　そこで、筒内圧がその許容上限値を超えないように燃料噴射制御を行う技術が知られている。例えば下記特許文献１では、エンジンの吸気マニホールド内のガス密度と筒内圧のピーク値との間に相関があることに着目し、ガス密度の推定値に基づいて、筒内圧がその許容上限値を超えないように燃料噴射弁の燃料噴射量を低減している。

特開２０１１－１５３５７９号公報

　ところで、燃焼サイクル毎に燃料着火前の筒内圧のピークは変動し得る。この場合、燃焼サイクル毎に筒内圧が許容上限値を超えないようにするには、燃焼サイクル毎の筒内圧の推定精度を向上させることが要求される。

　本開示は、燃焼室内の実際の筒内圧がその許容上限値を超えないように燃料噴射制御を行うべく、燃料噴射制御に反映する筒内圧の推定精度を向上できるディーゼルエンジンの制御装置を提供することを主たる目的とする。

　本開示の一態様によるディーゼルエンジンの制御装置は、燃焼室内に燃料を直接噴射する燃料噴射弁を備えるディーゼルエンジンに適用され、燃焼室内の実際の筒内圧を実筒内圧として取得する筒内圧取得部と、エンジンの吸気バルブ及び排気バルブの閉弁期間において筒内圧取得部により取得された実筒内圧に基づいて、エンジンの圧縮行程のうち吸気バルブの閉弁後における燃焼室内のガスの比熱比を推定する比熱比推定部と、圧縮行程であってかつ燃料噴射弁の燃料噴射後の期間において燃焼室内で燃焼が行われない状態での筒内圧を、比熱比推定部により推定された比熱比と、圧縮行程のうち吸気バルブの閉弁後において筒内圧取得部により取得された実筒内圧とに基づいて推定する圧力推定部と、圧力推定部により推定された筒内圧に基づいて、燃焼室内の実際の筒内圧がその許容上限値を超えないように燃料噴射弁による燃料噴射制御を行う噴射制御部と、を備える。

　燃焼室内の実際の筒内圧がその許容上限値を超えないように燃料噴射制御を行うためには、圧縮行程であってかつ燃料噴射後の期間において燃焼室内で燃焼が行われない状態での筒内圧が、許容上限値に対して有するマージンを把握することが重要である。ここで、上記筒内圧の推定精度は、圧縮行程のうち吸気バルブの閉弁後において燃焼室内に閉じ込められたガスの比熱比を用いることにより向上させることができる。

　そこで上記開示では、吸気バルブ及び排気バルブの閉弁期間において取得した実筒内圧に基づいて、燃焼室内のガスの比熱比を推定する。比熱比の推定に上記閉弁期間における実筒内圧を用いるのは、比熱比が燃焼室内に閉じ込められたガスの圧力に依存するためである。そして、推定した比熱比と、圧縮行程のうち吸気バルブの閉弁後において取得した実筒内圧とに基づいて、筒内圧を推定する。これにより、筒内圧の推定精度を向上させることができる。したがって、推定した筒内圧に基づいて、実際の筒内圧がその許容上限値を超えないように燃料噴射制御を行うことができる。

　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、第１実施形態に係る車載エンジンシステムの全体構成図であり、図２は、燃焼サイクル毎に筒内圧ピークが変動することを示すタイムチャートであり、図３は、筒内圧推定処理及び燃料噴射制御処理の手順を示すフローチャートであり、図４は、比熱比推定処理を示すブロック図であり、図５は、エンジン冷却水温に基づく筒内圧の補正手法を説明するための図であり、図６は、筒内圧ピークＰｔｄｃの推定手法を説明するためのタイムチャートであり、図７は、第２実施形態に係る筒内圧推定処理及び燃料噴射制御処理の手順を示すフローチャートであり、図８は、比熱比の推定手法を説明するためのタイムチャートであり、図９は、燃料噴射の影響を加味した筒内圧ピークの推定手法を説明するためのタイムチャートである。

　（第１実施形態）
　以下、本開示に係る制御装置をコモンレール式燃料噴射装置が備えられる多気筒ディーゼルエンジンに適用した第１実施形態について、図面を参照しつつ説明する。

　本実施形態において、図１に示すエンジン１０は、車載主機として車両に搭載されており、吸気、圧縮、膨張及び排気行程を有する４サイクルエンジンである。この場合、エンジン１０はディーゼルエンジンである。エンジン１０の吸気通路１１には、上流側から順に、吸気通路１１を流れる新気の質量流量を検出するエアフローメータ１２、ターボチャージャ１６によって過給された吸気を冷却するインタークーラ１３、更にはスロットルバルブ装置１４が設けられている。スロットルバルブ装置１４は、ＤＣモータ等のアクチュエータにより、スロットルバルブ１４ａの開度を調節する。

　吸気通路１１においてスロットルバルブ装置１４の下流側には、サージタンク１５を介してエンジン１０の各気筒の燃焼室１０ａが接続されている。燃焼室１０ａは、エンジン１０のシリンダ１０ｂ及びピストン１７にて区画されている。エンジン１０には、燃焼室１０ａ内に先端部が突出した燃料噴射弁１８が設けられている。燃料噴射弁１８には、蓄圧容器としてのコモンレール１９から高圧の燃料が供給される。具体的には、燃料噴射弁１８には高圧の軽油が供給される。燃料噴射弁１８は、通電操作されることにより、コモンレール１９から供給された燃料を燃焼室１０ａ内へと直接噴射供給する。なお、コモンレール１９には、燃料ポンプ２０から燃料が圧送される。また、図１では、１つの気筒のみを示している。

　エンジン１０の各気筒の吸気ポート及び排気ポートのそれぞれは、吸気バルブ２１及び排気バルブ２２のそれぞれにより開閉される。ここでは、吸気バルブ２１の開弁により、インタークーラ１３で冷却された新気、又は冷却された新気及び外部ＥＧＲガスが燃焼室１０ａに導入される。新気等が燃焼室１０ａに導入された状態で燃料噴射弁１８から燃焼室１０ａに燃料が噴射されると、燃焼室１０ａの圧縮によって燃料が自己着火し、燃焼によってエネルギが発生する。このエネルギは、ピストン１７を介して、エンジン１０のクランク軸２３の回転エネルギとして取り出される。燃焼に供されたガスである既燃ガスは、排気バルブ２２の開弁によって、排気通路２４に排気として排出される。本実施形態において、既燃ガスとは、新気、燃料及び外部ＥＧＲガスが燃焼室１０ａ内で燃焼に供されることにより生成されたガスのことをいう。なお、クランク軸２３付近には、クランク軸２３の回転角度を検出するクランク角度センサ２５が設けられている。

　車両には、ターボチャージャ１６が設けられている。ターボチャージャ１６は、吸気通路１１に設けられた吸気コンプレッサ１６ａと、排気通路２４に設けられた排気タービン１６ｂと、これらを連結する回転軸１６ｃとを備えている。詳しくは、排気通路２４を流れる排気のエネルギによって排気タービン１６ｂが回転し、その回転エネルギが回転軸１６ｃを介して吸気コンプレッサ１６ａに伝達され、吸気コンプレッサ１６ａによって新気が圧縮される。すなわち、ターボチャージャ１６によって新気が過給される。なお本実施形態では、ターボチャージャ１６として、通電操作によって新気の過給圧を調節可能なものを想定している。

　なお、排気通路２４のうちターボチャージャ１６の下流側には、排気を浄化する浄化装置２６が設けられている。

　排気通路２４に排出された排気の一部は、ＥＧＲ通路２７を介して吸気通路１１に還流される。詳しくは、排気通路２４のうち排気タービン１６ｂの上流側は、ＥＧＲ通路２７を介してサージタンク１５に接続されている。ＥＧＲ通路２７には、ＥＧＲバルブ装置２８が設けられている。ＥＧＲバルブ装置２８は、ＤＣモータ等のアクチュエータにより、ＥＧＲバルブ２８ａの開度を調節する。ＥＧＲバルブ２８ａの開度に応じて、排気通路２４に排出された排気の一部が、ＥＧＲクーラ２９によって冷却された後に外部ＥＧＲガスとしてサージタンク１５に供給される。なお本実施形態において、ＥＧＲ通路２７、ＥＧＲバルブ装置２８及びＥＧＲクーラ２９が外部ＥＧＲ装置を構成する。

　エンジンシステムを制御対象とする電子制御装置であるＥＣＵ３０は、周知のＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等よりなるマイクロコンピュータを主体として構成されている。ＥＣＵ３０には、吸気圧センサ３１、吸気温センサ３２、ガス温度検出部としての排気温センサ３３、筒内圧検出部としての筒内圧センサ３４、燃圧センサ３５が入力される。ＥＣＵ３０には、さらに、水温センサ３６、アクセルセンサ３７、濃度検出部としての酸素濃度センサ３８、大気圧センサ３９、エアフローメータ１２、及びクランク角度センサ２５の検出値が入力される。吸気圧センサ３１は、サージタンク１５内のガス圧力を検出し、吸気温センサ３２は、サージタンク１５内のガス温度を検出する。排気温センサ３３は、燃焼室１０ａから排出された排気の温度を検出し、筒内圧センサ３４は、燃焼室１０ａ内の圧力である筒内圧を検出する。燃圧センサ３５は、コモンレール１９内の燃料圧力を検出し、水温センサ３６は、エンジン１０の冷却水温を検出する。アクセルセンサ３７は、ドライバのアクセル操作部材のアクセル操作量を検出し、具体的にはアクセルペダルの踏み込み量を検出する。酸素濃度センサ３８は、排気中の酸素濃度を検出する。大気圧センサ３９は、大気の圧力を検出する。

　ＥＣＵ３０は、上述した各種センサの検出値に基づいて、燃料噴射弁１８の燃料噴射制御、燃料ポンプ２０の駆動制御、ＥＧＲバルブ装置２８の駆動制御、ターボチャージャ１６による過給圧制御、及びエンジン１０の冷却水温制御を含むエンジン１０の燃焼制御を行う。ここで冷却水温制御は、水温センサ３６によって検出された冷却水温Ｔｈｗを目標水温Ｔｔｇｔに制御すべく、エンジン１０の冷却水を冷却するラジエータのファン風量を制御することにより実施される。

　特にＥＣＵ３０は、実際の筒内圧をその許容上限値Ｐｍａｘ以下にするような燃料噴射制御を行う。詳しくは、ＥＣＵ３０は、燃焼室１０ａ内で燃焼が行われない状態における圧縮上死点ＴＤＣでの筒内圧ピークＰｔｄｃを推定し、推定した筒内圧ピークＰｔｄｃに基づいて、燃料噴射弁１８の燃料噴射量Ｑｉｎｊを含む燃料噴射態様を設定する。ここで、筒内圧ピークＰｔｄｃを推定するのは、図２に示すように、エンジン１０の燃焼サイクル毎に、燃焼室１０ａ内で燃焼が行われない状態における筒内圧ピークが変動するためである。この変動は、例えば、燃料性状や、新気の温度等、エンジン１０の周囲の環境変化に起因して生じる。本実施形態において、ＥＣＵ３０はエンジン１０の制御装置である。

　図３に、本実施形態に係る筒内圧推定処理及び燃料噴射制御処理の手順を示す。この処理は、ＥＣＵ３０によって実行される。なお本実施形態において、図３に示す処理は、エンジン１０の各気筒に対して個別に実施されるものとする。

　この一連の処理では、Ｓ１０において、エアフローメータ１２により検出された新気の質量流量である検出流量Ｇｔｌ、酸素濃度センサ３８により検出された酸素濃度Ｄｍ、及び排気温センサ３３により検出された排気温Ｔｅｘを取得する。また、エンジン１０の膨張行程のうち排気バルブ２２の開弁直前のタイミングにおいて筒内圧センサ３４により検出された実筒内圧である燃焼後筒内圧Ｐｏｐ、及び大気圧センサ３９により検出された大気圧Ｐａｉｒを取得する。本実施形態において、Ｓ１０の処理は、前回の燃焼サイクルにおける排気バルブ２２の開弁タイミングから、今回の燃焼サイクルにおける吸気バルブ２１の閉弁タイミングまでの期間に実施される。また、Ｓ１０と筒内圧センサ３４は、筒内圧取得部に相当する。

　Ｓ１１では、Ｓ１０で取得した各値に基づいて、その後の圧縮行程のうち吸気バルブ２１の閉弁後において燃焼室１０ａ内に閉じ込められるガスの比熱比推定値κｅを算出する。圧縮行程において燃焼室１０ａに閉じ込められるガスは、新気及び既燃ガスの混合気を含む。燃焼室１０ａに閉じ込められたガスの質量に対する新気及び既燃ガスのそれぞれの質量の割合により、燃焼室１０ａ内に閉じ込められたガスの比熱比が変化する。このため本実施形態では、上記割合を推定し、推定した割合に基づいて比熱比推定値κｅを算出する。

　図４に、Ｓ１１の処理のブロック図を示す。図４に示す各部の処理は、ＥＣＵ３０によって実行される。なお本実施形態において、ＥＣＵ３０が、筒内圧取得部、比熱比推定部、圧力推定部、パラメータ取得部、及び噴射制御部を含む。また、Ｓ１１は、比熱比推定部に相当する。

　外部ＥＧＲ推定部４０は、エアフローメータ１２により検出された検出流量Ｇｔｌ、排気中の酸素濃度Ｄｍ、及び排気温Ｔｅｘに基づいて、吸気行程において燃焼室１０ａに導入される外部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ１を推定する。本実施形態において、質量流量Ｇ１の推定に酸素濃度Ｄｍを用いるのは、排気に含まれる空気の割合が多いとＥＧＲ通路２７を介して吸気通路１１に還流される外部ＥＧＲガスの質量流量が少なくなり、また、排気中の空気の割合と排気中の酸素濃度とに相関があるためである。さらに、質量流量Ｇ１の推定に排気温Ｔｅｘを用いるのは、排気温Ｔｅｘが高いほど外部ＥＧＲガスの質量流量が少なくなる関係があるためである。なお、外部ＥＧＲ推定部４０は、例えば、検出流量Ｇｔｌ、排気中の酸素濃度Ｄｍ及び排気温Ｔｅｘと関係付けられた外部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ１が規定されるマップを用いて、外部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ１を推定すればよい。

　第１割合推定部４１は、推定された外部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ１と、検出流量Ｇｔｌとに基づいて、燃焼室１０ａ内のガスの質量に対する外部ＥＧＲガスの質量の割合である第１割合Ｒ１を推定する。具体的には、第１割合推定部４１は、外部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ１を検出流量Ｇｔｌで除算することにより第１割合Ｒ１を推定する。

　第１比熱比推定部４２は、外部ＥＧＲガスを想定した３原子分子の比熱比κａに第１割合Ｒ１を乗算することにより、第１比熱比κ１を算出する。外部ＥＧＲガスを想定した３原子分子とは、炭化水素燃料を燃焼させた場合に発生するＣＯ２及びＨ２Ｏ等である。なお本実施形態において、３原子分子の比熱比κａは、固定値に設定されており、予め実験等により適合されている。

　内部ＥＧＲ推定部４３は、燃焼後筒内圧Ｐｏｐから大気圧Ｐａｉｒを減算することにより差圧ΔＰを算出する。そして、差圧ΔＰが大きいほど、内部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ２を多くする。

　第２割合推定部４４は、推定された内部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ２と、検出流量Ｇｔｌとに基づいて、燃焼室１０ａ内のガスの質量に対する内部ＥＧＲガスの質量の割合である第２割合Ｒ２を推定する。具体的には、第２割合推定部４４は、内部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ２を検出流量Ｇｔｌで除算することにより第２割合Ｒ２を推定する。

　第２比熱比推定部４５は、内部ＥＧＲガスを想定した３原子分子の比熱比κｂに第２割合Ｒ２を乗算することにより、第２比熱比κ２を算出する。本実施形態において、内部ＥＧＲガスを想定した３原子分子とは、外部ＥＧＲガスと同様に、ＣＯ２及びＨ２Ｏ等である。なお本実施形態において、３原子分子の比熱比κｂは、固定値に設定されており、予め実験等により適合されている。

　新気流量推定部４６は、検出流量Ｇｔｌ、外部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ１、及び内部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ２に基づいて、吸気行程において燃焼室１０ａに供給される新気の質量流量Ｇ３を推定する。具体的には、新気流量推定部４６は、検出流量Ｇｔｌから、外部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ１及び内部ＥＧＲガスの質量流量Ｇ２の加算値を減算することにより、新気の質量流量Ｇ３を推定する。この推定手法は、大気側から吸気通路１１に導入される新気の質量流量が、燃焼室１０ａに導入される外部ＥＧＲガス，内部ＥＧＲガス，新気の質量流量Ｇ１，Ｇ２，Ｇ３の加算値で表されることに基づくものである。

　第３割合推定部４７は、新気の質量流量Ｇ３と、検出流量Ｇｔｌとに基づいて、燃焼室１０ａ内のガスの質量に対する新気の質量の割合である第３割合Ｒ３を推定する。具体的には、第３割合推定部４７は、新気の質量流量Ｇ３を検出流量Ｇｔｌで除算することにより第３割合Ｒ３を推定する。本実施形態において、第１割合推定部４１と、内部ＥＧＲ推定部４３と、第２割合推定部４４と、新気流量推定部４６と、第３割合推定部４７はガス割合推定部に相当する。

　第３比熱比推定部４８は、新気を想定した２原子分子の比熱比κｃに第３割合Ｒ３を乗算することにより、第３比熱比κ３を算出する。新気を想定した２原子分子とは、Ｏ２及びＮ２である。２原子分子の比熱比は、３原子分子の比熱比よりも高い。このため、既燃ガス中の３原子分子の割合が増えると比熱比が低くなり、既燃ガス中の２原子分子の割合が増えると比熱比が高くなる。なお本実施形態において、２原子分子の比熱比κｃは、固定値に設定されており、予め実験等により適合されている。

　加算部４９は、第１比熱比κ１、第２比熱比κ２及び第３比熱比κ３を加算することにより、比熱比推定値κｅを算出する。

　Ｓ１２では、クランク角度センサ２５の検出値に基づいて、圧縮行程における吸気バルブ２１の閉弁タイミングであるか否かを判定する。Ｓ１２において肯定判定した場合には、Ｓ１３～Ｓ１５において筒内圧ピークＰｔｄｃを推定する。

　Ｓ１３では、吸気バルブ２１の閉弁直後のタイミングにおいて筒内圧センサ３４により検出された実筒内圧Ｐｃｓを取得する。そして、取得した実筒内圧Ｐｃｓと、Ｓ１１で算出した比熱比推定値κｅとに基づいて、吸気バルブ２１の閉弁直後のタイミングからの筒内圧時系列を推定する。具体的には、圧縮行程を断熱圧縮と仮定した下式（ｅｑ１）を用いて、筒内圧時系列を推定する。また、Ｓ１３と筒内圧センサ３４は、筒内圧取得部に相当する。

　上式（ｅｑ１）において、Ｖはクランク軸２３の回転角度から定まる燃焼室１０ａの容積を示し、Ｐは筒内圧を示す。また上式（ｅｑ１）において、「ｎ＋１」は「ｎ」の１制御周期後の制御周期を示す。上式（ｅｑ１）を用いることにより、吸気バルブ２１の閉弁直後の制御周期において取得された実筒内圧Ｐｃｓを初期値として、その後の制御周期毎の筒内圧を順次推定することができる。本実施形態では、上式（ｅｑ１）を用いて、吸気バルブ２１の閉弁直後のタイミングから圧縮上死点までの筒内圧時系列を推定する。

　燃料噴射後においては、噴射燃料が筒内圧の推定精度に影響を及ぼし得る。噴射燃料を考慮した筒内圧推定手法については、その他の実施形態の欄で説明する。

　Ｓ１４では、水温センサ３６により検出された温度パラメータとしての冷却水温Ｔｈｗを取得する。そして、取得した冷却水温Ｔｈｗに基づいて、推定した筒内圧時系列のうち圧縮上死点に対応する筒内圧を補正するための温度補正係数αｈｗを設定する。ここで温度補正係数αｈｗは、筒内圧ピークＰｔｄｃの推定精度を向上させるために設定される。つまり、燃焼室１０ａを構成するシリンダ１０ｂの壁面及びピストン１７の端面の温度が低いと、圧縮されたガスがシリンダ１０ｂの壁面及びピストン１７の端面に接触することにより、熱損失が発生する。熱損失が発生すると、筒内圧が上昇しにくくなる。このため、熱損失が筒内圧ピークＰｔｄｃの推定精度に及ぼす影響を除去すべく、シリンダ１０ｂの壁面温度と正の相関を有する冷却水温に基づいて、温度補正係数αｈｗを設定する。

　本実施形態では、図５に示すように、冷却水温の目標水温Ｔｔｇｔから冷却水温Ｔｈｗを減算した値を温度偏差ΔＴとする。温度補正係数αｈｗは、温度偏差ΔＴが大きいほど小さく設定されている。ここで、温度補正係数αｈｗは、温度偏差ΔＴが０となる場合に１となる。

　先の図３の説明に戻り、Ｓ１５では、Ｓ１３で推定した圧縮上死点に対応する筒内圧Ｐａに温度補正係数αｈｗを乗算して補正することにより、筒内圧ピークＰｔｄｃ（＝αｈｗ×Ｐａ）を推定する。Ｓ１４とＳ１５は、圧力推定部に相当する。

　Ｓ１６では、推定した筒内圧ピークＰｔｄｃに基づいて、実際の筒内圧が許容上限値Ｐｍａｘを超えないような燃料噴射量Ｑｉｎｊを算出する。具体的には例えば、許容上限値Ｐｍａｘから筒内圧ピークＰｔｄｃを減算した値が小さいほど、燃料噴射量Ｑｉｎｊを少なく設定する。ここで、燃料噴射量Ｑｉｎｊは、１燃焼サイクルあたりに要求されるエンジン１０の出力トルク生成に寄与する燃料噴射量である。

　Ｓ１７では、燃料噴射弁１８への噴射指令タイミングであるか否かを判定する。Ｓ１７において肯定判定した場合には、Ｓ１８に進む、燃料噴射弁１８に対して噴射指令を出力する。これにより、燃料噴射弁１８から燃焼室１０ａ内に燃料が噴射供給される。Ｓ１６～Ｓ１８は、噴射制御部に相当する。

　図６を用いて、本実施形態に係る筒内圧推定処理の一例について説明する。ここで図６は筒内圧の推移を示す。

　図示される例では、時刻ｔ１において圧縮行程の吸気バルブ２１の閉弁タイミングであると判定される。そして、吸気バルブ２１閉弁直後の実筒内圧Ｐｃｓに基づいて、時刻ｔ１から時刻ｔ２までの期間における筒内圧時系列が推定される。そして、推定された筒内圧時系列のうち、圧縮上死点である時刻ｔ２に対応する筒内圧が冷却水温Ｔｈｗに基づいて補正される。これにより、筒内圧ピークＰｔｄｃが推定される。なお図６では、温度補正係数αｈｗが１である場合を想定した。

　以上詳述した本実施形態によれば、以下の効果が得られる。

　燃焼室１０ａ内のガスの質量に対する外部ＥＧＲガスの質量の割合である第１割合Ｒ１、燃焼室１０ａ内のガスの質量に対する内部ＥＧＲガスの質量の割合である第２割合Ｒ２、及び燃焼室１０ａ内のガスの質量に対する新気の質量の割合である第３割合Ｒ３に基づいて、比熱比推定値κｅを推定した。燃焼室１０ａ内に存在する既燃ガスには、外部ＥＧＲガスと内部ＥＧＲガスとが含まれる。そして、外部ＥＧＲガスと内部ＥＧＲガスとの割合が変わると、比熱比が相違することになる。この点、本実施形態では、第１～第３割合Ｒ１～Ｒ３を推定することにより、燃焼室１０ａに閉じ込められたガスの質量に対する新気及び既燃ガスのそれぞれの質量の割合を比熱比の推定に反映させることができる。したがって、比熱比推定値κｅの算出精度を向上させることができる。

　上記比熱比推定値κｅと、圧縮行程における吸気バルブ２１閉弁直後の実筒内圧Ｐｃｓと、上式（ｅｑ１）とに基づいて、筒内圧時系列を推定した。比熱比推定値κｅの算出精度を向上できるため、比熱比推定値κｅに基づく筒内圧時系列の推定精度を向上させることができる。その結果、筒内圧時系列に基づく筒内圧ピークＰｔｄｃの推定精度を向上させることができる。したがって、実際の筒内圧がその許容上限値Ｐｍａｘを超えないように燃料噴射制御を行うことができる。

　（第２実施形態）
　以下、第２実施形態について、上記第１実施形態との相違点を中心に図面を参照しつつ説明する。本実施形態では、筒内圧ピークＰｔｄｃの推定手法を変更する。

　図７に、本実施形態に係る筒内圧推定処理及び燃料噴射制御処理の手順を示す。この処理は、ＥＣＵ３０によって実行される。なお本実施形態において、図７に示す処理は、エンジン１０の各気筒に対して個別に実施されるものとする。また、図７において、先の図３に示した処理と同一の処理については、便宜上、同一の符号を付しているものもある。

　この一連の処理では、Ｓ２０において、圧縮行程における吸気バルブ２１の閉弁タイミングであるか否かを判定する。Ｓ２０において肯定判定した場合には、Ｓ２１に進む。Ｓ２１では、吸気バルブ２１が閉弁してから規定タイミングまでの期間において都度取得される実筒内圧に基づいて、比熱比時系列を推定する。本実施形態において、上記規定タイミングは、燃料噴射弁１８に対する噴射指令タイミングよりも早いタイミングに設定されている。本実施形態では、下式（ｅｑ２）に基づいて、比熱比時系列を推定する。

　上式（ｅｑ２）は、上式（ｅｑ１）を比熱比について解いたものである。上式（ｅｑ２）を用いることにより、制御周期毎に取得される実筒内圧に基づいて、制御周期毎の比熱比κを順次推定することができる。ここで、規定タイミングまで制御周期毎に比熱比を推定するのは、比熱比の推定精度を向上させるためである。つまり、圧縮行程において燃焼室１０ａが圧縮されていくと、燃焼室１０ａに閉じ込められたガスの物性が変化する。このため、燃焼室１０ａに閉じ込められたガスの実際の比熱比は、圧縮行程において時間経過とともに変化する。このため、圧縮上死点に近いタイミングまで上式（ｅｑ２）に基づく比熱比の推定を継続することにより、比熱比の推定精度を向上できる。

　また、上式（ｅｑ２）に基づく推定の終了タイミングである規定タイミングが燃料噴射開始タイミング以前に設定されているのは、噴射燃料の蒸発等に起因した比熱比の推定精度の低下を回避するためである。つまり、圧縮行程のうち燃料噴射開始後においては、噴射燃料に起因して、上式（ｅｑ２）に基づく比熱比の推定精度が大きく低下する。これは、燃焼室１０ａ内における噴射燃料の蒸発潜熱や、噴射燃料の燃焼で生成された熱に起因する。このため本実施形態では、燃料噴射後の実筒内圧が比熱比の推定に用いられることを禁止することにより、比熱比の推定精度の低下を回避する。

　Ｓ２２では、Ｓ２１で推定した比熱比時系列に基づいて、圧縮上死点における比熱比κｔｄｃを推定する。本実施形態では、クランク軸２３の回転角度を独立変数とし、比熱比を従属変数として、比熱比時系列の近似式を算出する。そして、算出した近似式に圧縮上死点に対応するクランク軸２３の回転角度を入力することにより圧縮上死点における比熱比κｔｄｃを推定する。

　Ｓ２３では、圧縮上死点における比熱比κｔｄｃに基づいて、筒内圧ピークＰｔｄｃを推定する。具体的には例えば、圧縮上死点における比熱比κｔｄｃ、及び吸気バルブ２１の閉弁直後に取得された実筒内圧を上式（ｅｑ１）に代入することにより、圧縮上死点における筒内圧を推定する。そして、上記第１実施形態で説明したように、圧縮上死点における筒内圧に温度補正係数αｈｗを乗算して補正することにより、筒内圧ピークＰｔｄｃを推定する。なお、推定した筒内圧ピークＰｔｄｃは、Ｓ１６で用いられる。

　図８に、本実施形態に係る筒内圧推定処理の一例を示す。ここで、図８（ａ）は推定された比熱比の推移を示し、図８（ｂ）は噴射指令の出力態様の推移を示す。

　図示される例では、時刻ｔ１において圧縮行程の吸気バルブ２１の閉弁タイミングであると判定される。噴射指令の出力タイミングを時刻ｔ３とし、時刻ｔ３よりも前のタイミングである規定タイミングを時刻ｔ２とする。時刻ｔ１から時刻ｔ２までの期間において、制御周期毎に比熱比が推定される。その後、時刻ｔ３となる前に、比熱比時系列に基づいて近似式が算出され、算出された近似式に基づいて、圧縮上死点における比熱比κｔｄｃが推定される。その後、推定された比熱比κｔｄｃに基づいて、筒内圧ピークＰｔｄｃが推定される。

　以上説明した本実施形態によれば、噴射燃料が比熱比の推定に及ぼす影響を抑制することができる。これにより、筒内圧ピークＰｔｄｃの推定に用いる比熱比の推定精度を向上させることができる。

　（その他の実施形態）
　なお、上記各実施形態は、以下のように変更して実施してもよい。

　上記第１実施形態では、上式（ｅｑ１）を用いて、吸気バルブ２１の閉弁直後のタイミングから圧縮上死点までの筒内圧時系列を推定したがこれに限らない。例えば、吸気バルブ２１の閉弁直後のタイミングから噴射指令の出力タイミングまでの筒内圧時系列を推定してもよい。これは、筒内圧ピークＰｔｄｃの推定精度の低下を回避するためである。

　つまり、圧縮行程のうち燃料噴射開始後においては、噴射燃料に起因して、上式（ｅｑ１）に基づく筒内圧の推定精度が大きく低下するおそれがある。すなわち、圧縮行程において燃料噴射が実施されると、燃料噴射前後で筒内圧の上昇の傾向が変わる。これは、燃焼室１０ａ内における噴射燃料の蒸発潜熱により、圧縮行程において筒内圧が上昇しにくくなる現象、及び噴射燃料の燃焼で生成された熱により、圧縮行程において筒内圧が上昇しやすくなる現象等が混在することに起因する。

　ここで、噴射指令の出力タイミングまでは噴射燃料の影響がないことから、噴射指令の出力タイミングの前後で筒内圧の推定手法を変えることにより、筒内圧の推定精度を向上させる。以下、図９を用いて、この手法について説明する。図９（ａ），（ｂ）は、先の図６（ａ），（ｂ）に対応している。

　図示される例では、時刻ｔ１において圧縮行程の吸気バルブ２１の閉弁タイミングであると判定される。そして、比熱比推定値κｅと、吸気バルブ２１の閉弁直後に取得された実筒内圧Ｐｃｓとに基づいて、吸気バルブ２１の閉弁直後のタイミングから噴射指令の出力タイミングの時刻ｔ２までの筒内圧時系列が推定される。ここで、推定された筒内圧時系列のうち時刻ｔ２に対応する筒内圧を開始時筒内圧Ｐ１とする。

　そして、開始時筒内圧Ｐ１と、燃料噴射弁１８の燃料噴射の噴射量及び噴射率の少なくともいずれかを含む噴射条件とに基づいて、圧縮上死点である時刻ｔ３の筒内圧が推定される。具体的には例えば、予め実験等により、噴射条件と、時刻ｔ２からの筒内圧の上昇態様とが関係付けられた情報が作成されている場合、この情報と実際の噴射条件とに基づいて、開始時筒内圧Ｐ１を起点として筒内圧ピークＰｔｄｃが推定される。ここで、筒内圧ピークＰｔｄｃの推定は、時刻ｔ２よりも前に完了される。そして、推定された筒内圧ピークＰｔｄｃに基づいて燃料噴射量Ｑｉｎｊが算出され、時刻ｔ２において噴射指令が出力される。

　このように、開始時筒内圧Ｐ１を推定するとともに、噴射条件を加味して筒内圧ピークＰｔｄｃを推定することにより、燃料噴射の影響を反映しつつ筒内圧ピークＰｔｄｃを適正に推定することができる。

　なお、上述した構成において、冷却水温Ｔｈｗに基づく筒内圧の補正は、燃料噴射前に行われるのが望ましい。この補正手法について具体的に説明すると、開始時筒内圧Ｐ１に温度補正係数αｈｗを乗算することで開始時筒内圧Ｐ１が補正される。そして、補正された開始時筒内圧Ｐ１、噴射条件及び時刻ｔ２からの筒内圧の上昇態様が関係付けられた情報、及び実際の噴射条件に基づいて、筒内圧ピークＰｔｄｃが推定される。

　上記第１実施形態において、エンジン１０の温度を直接検出する、又はエンジンオイルの温度を検出するエンジン温度検出部をシステムに備える。そして、冷却水温Ｔｈｗに代えて、エンジン温度検出部の検出値を筒内圧時系列の補正に用いてもよい。エンジン温度検出部は、エンジンの温度又はその相関値を温度パラメータとして取得するパラメータ取得部に相当する。

　上記第１実施形態では、エアフローメータ１２の検出値を新気の質量流量として取得したがこれに限らない。例えば、吸気通路１１のうちサージタンク１５よりも上流側を流れる新気の圧力を検出する新気圧検出部をシステムに備え、ＥＣＵ３０において、新気圧検出部の検出値と、クランク軸２３の検出値に基づくエンジン回転速度とから算出された新気の質量流量を取得してもよい。

　上記第１実施形態において、燃料噴射開始タイミングが圧縮上死点よりも後のタイミングに設定される場合、以下の方法により筒内圧ピークＰｔｄｃを推定してもよい。詳しくは、圧縮行程のうち吸気バルブ２１が閉弁してから圧縮上死点となるタイミングよりも前のタイミングまでの期間における任意のタイミングを第１タイミングとする。また、圧縮上死点となるタイミングを第２タイミングとする。そして、第１タイミングにおいて検出された実筒内圧と、第１，第２タイミングに対応したクランク角度で定まる燃焼室１０ａの容積とを上式（ｅｑ１）に代入することにより、筒内圧ピークＰｔｄｃを推定する。なお、上記第２実施形態についても同様である。

　上記第１実施形態において、比熱比推定値κｅを算出するために用いる検出流量Ｇｔｌ、酸素濃度Ｄｍ、排気温Ｔｅｘ、燃焼後筒内圧Ｐｏｐ、及び大気圧Ｐａｉｒを推定パラメータとする。算出された比熱比推定値κｅを推定パラメータと関係付けてＥＣＵ３０の記憶部としてのメモリに記憶させ、今回の燃焼サイクルで取得された推定パラメータに対応する比熱比推定値κｅをメモリから読み出す。そして、読みだした比熱比推定値κｅを筒内圧ピークＰｔｄｃの推定に用いてもよい。

　ここで、メモリに記憶させる比熱比推定値κｅは、例えば、燃料噴射開始タイミングが圧縮上死点よりも後のタイミングに設定される運転状態において算出された値としてもよい。これにより、第１タイミングにおいて検出された実筒内圧と、第１，第２タイミングに対応したクランク角度で定まる燃焼室１０ａの容積とを上式（ｅｑ１）に代入するといった上述した簡易な手法により、比熱比推定値κｅを算出できる。

　上記各実施形態では、圧縮上死点となるタイミングにおける筒内圧ピークＰｔｄｃを推定したがこれに限らない。例えば、圧縮行程で設定される燃料噴射開始タイミングから、圧縮上死点となるタイミングよりも前のタイミングまでの期間のうち、任意のタイミングにおける筒内圧を推定してもよい。

　上記第１実施形態では、今回の燃焼サイクルにおいて推定した筒内圧ピークＰｔｄｃを今回の燃焼サイクルにおける燃料噴射制御に反映させたがこれに限らない。例えば、前回以前の燃焼サイクルにおいて推定した筒内圧ピークＰｔｄｃを今回の燃焼サイクルにおける燃料噴射制御に反映させてもよい。また例えば、複数回前の燃焼サイクルから前回の燃焼サイクルまでの各燃焼サイクルにおいて推定した筒内圧ピークＰｔｄｃを平均化した値を今回の燃焼サイクルにおける燃料噴射制御に反映してもよい。

　本開示は、実施例に準拠して記述されたが、本開示は当該実施例や構造に限定されるものではないと理解される。本開示は、様々な変形例や均等範囲内の変形をも包含する。加えて、様々な組み合わせや形態、さらには、それらに一要素のみ、それ以上、あるいはそれ以下、を含む他の組み合わせや形態をも、本開示の範疇や思想範囲に入るものである。

Claims

　燃焼室（１０ａ）内に燃料を直接噴射する燃料噴射弁（１８）を備えるディーゼルエンジン（１０）に適用され、
　前記燃焼室内の実際の筒内圧を実筒内圧として取得する筒内圧取得部（３０，３４，Ｓ１０，Ｓ１３）と、
　前記エンジンの吸気バルブ（２１）及び排気バルブ（２２）の閉弁期間において前記筒内圧取得部により取得された実筒内圧に基づいて、前記エンジンの圧縮行程のうち前記吸気バルブの閉弁後における前記燃焼室内のガスの比熱比を推定する比熱比推定部（３０，Ｓ１１，４０～４９）と、
　前記圧縮行程であってかつ前記燃料噴射弁の燃料噴射後の期間において前記燃焼室内で燃焼が行われない状態での筒内圧を、前記比熱比推定部により推定された比熱比と、前記圧縮行程のうち前記吸気バルブの閉弁後において前記筒内圧取得部により取得された実筒内圧とに基づいて推定する圧力推定部（３０，Ｓ１４，Ｓ１５）と、
　前記圧力推定部により推定された筒内圧に基づいて、前記燃焼室内の実際の筒内圧がその許容上限値を超えないように前記燃料噴射弁による燃料噴射制御を行う噴射制御部（３０，Ｓ１６～Ｓ１８）と、を備えるディーゼルエンジンの制御装置。
　前記比熱比推定部は、前記圧縮行程のうち前記吸気バルブの閉弁後における前記燃焼室内のガスに対する新気及び既燃ガスのそれぞれの割合を推定するガス割合推定部（４０，４１，４３，４４，４６，４７）を有し、前記ガス割合推定部により推定された割合に基づいて、前記比熱比を推定する請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記エンジンと、
　前記燃焼室から排出される排出ガスの一部を排気通路（２４）側から吸気通路（１１）側にＥＧＲ通路（２７）を介して還流させる外部ＥＧＲ装置（２８，２９）と、を備えるシステムに適用され、
　前記既燃ガスは、前記外部ＥＧＲ装置により還流される外部ＥＧＲガスと、前回の燃焼後において前記燃焼室内に残留する内部ＥＧＲガスとを含み、
　前記ガス割合推定部は、前記既燃ガスの割合として、外部ＥＧＲガスの割合と、内部ＥＧＲガスの割合とをそれぞれ推定する請求項２に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記比熱比推定部は、前記新気の割合と前記新気の原子分子比熱比との積と、前記外部ＥＧＲガスの割合と前記外部ＥＧＲガスの原子分子比熱比との積と、前記内部ＥＧＲガスの割合と前記内部ＥＧＲガスの原子分子比熱比との積とを加算することにより、前記比熱比を推定する請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記ガス割合推定部は、前記燃料噴射弁の燃料噴射前に前記新気及び前記既燃ガスのそれぞれの割合を推定する請求項２～４のいずれか１項に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記圧力推定部は、前記比熱比推定部により推定された比熱比と、前記圧縮行程のうち前記吸気バルブの閉弁後のタイミングにおいて前記筒内圧取得部により取得された実筒内圧とに基づいて、前記燃料噴射弁の燃料噴射開始時における筒内圧である開始時筒内圧を推定するとともに、前記開始時筒内圧と、前記燃料噴射弁の燃料噴射の噴射量及び噴射率の少なくともいずれかを含む噴射条件とに基づいて、前記燃料噴射開始後から圧縮上死点までの所定タイミングにおける筒内圧を推定する請求項２～５のいずれか１項に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記圧力推定部は、前記比熱比推定部により推定された比熱比と、前記圧縮行程のうち前記吸気バルブの閉弁後のタイミングにおいて前記筒内圧取得部により取得された実筒内圧とに基づいて、前記圧縮行程のうち前記吸気バルブの閉弁後における筒内圧時系列を推定し、推定した前記筒内圧時系列に基づいて、前記燃料噴射弁の燃料噴射開始後から圧縮上死点までの所定タイミングにおける筒内圧を推定する請求項２～６のいずれか１項に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記比熱比推定部は、前記吸気バルブが閉弁してから前記燃料噴射弁の燃料噴射開始時までの期間において前記筒内圧取得部により都度取得される実筒内圧に基づいて、前記吸気バルブが閉弁してから前記燃料噴射開始時までの期間における前記比熱比の時系列を推定し、
　前記圧力推定部は、前記比熱比推定部により推定された前記比熱比の時系列と、前記吸気バルブが閉弁してから前記燃料噴射開始時までの期間において前記筒内圧取得部により取得された実筒内圧とに基づいて、前記燃料噴射弁の燃料噴射開始後から圧縮上死点までの所定タイミングにおける筒内圧を推定する請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記エンジンの温度又はその相関値を温度パラメータとして取得するパラメータ取得部（３０）を備え、
　前記圧力推定部は、前記パラメータ取得部により取得された温度パラメータをさらに用いて、前記筒内圧を推定する請求項２～８のいずれか１項に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
　前記圧力推定部は、圧縮上死点における筒内圧を推定する請求項１～９のいずれか１項に記載のディーゼルエンジンの制御装置。