JP3606112B2 - ディーゼルエンジンの制御装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明はディーゼルエンジンの制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
コモンレール式燃料噴射装置とＥＧＲ装置とを備え、ＥＧＲ率検出手段により検出される実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より高くなる加速時にコモンレール圧力（燃料噴射圧力）を増大補正することにより燃料と空気の混合を促進してスモークを低減し、この逆に実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より低いときにはコモンレール圧力を減少補正することにより予混合燃焼割合を小さくし、ＮＯｘ発生量を低減するようにしたものがある（特開平９−２４２６１７号公報参照）。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記の従来装置では広域空燃比センサにより検出される排気中の酸素濃度から実ＥＧＲ率を求めている。
【０００４】
しかしながら、広域空燃比センサは、高価である上に検出遅れが生じるため（センサの検出応答時定数は１／１０秒から数秒のオーダーである）、目標ＥＧＲ率と実ＥＧＲ率が最もずれる加速初期や変速初期に燃料噴射圧力の補正が遅れる。つまり、実ＥＧＲ率の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の補正量を与えなければならないのに、センサの検出遅れにより実ＥＧＲ率の目標ＥＧＲ率からの誤差が最も大きいときに燃料噴射圧力が変化せず、実ＥＧＲ率の誤差が減ってきたときに燃料噴射圧力が変化するのでは、スモークがかえって悪化したり、ディーゼルノック音が出たりしてしまう。
【０００５】
この場合に、上記の実ＥＧＲ率と目標ＥＧＲ率の比較は、実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較でもよいので、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算することにより、過渡運転時においても応答性のよい実ＥＧＲ流量が得られるようにした装置（特開平１０−３１８０４７号公報参照）と上記の従来装置とを組み合わせれば、過給を行わないエンジンである限り、実ＥＧＲ流量の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の補正量を与えることができる。
【０００６】
しかしながら、大量ＥＧＲによって空気過剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャを備えて、実用運転域（低速時や低負荷時）で高過給化する場合には、加速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に大きく影響するので、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するため、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させることにより吸気流量を小さくして、空気過剰率を改善することが考えられるが、この方法だとかえって加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまう。
【０００７】
これを図７２を用いて説明すると、実ＥＧＲ流量は排気圧Ｐｅｘｈと吸気圧Ｐｍの差圧ΔＰ（＝Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）に比例する。同図において、加速時にはまず排気圧Ｐｅｘｈが応答良く立ち上がり、ＥＧＲ弁が遅れて閉じ、その後に実過給圧（＝吸気圧Ｐｍ）が立ち上がる。この場合に、ノズル開度を減少させていると、そのノズル開度減少分だけ排気圧Ｐｅｘｈの立ち上がりが大きくなりかつ吸気圧Ｐｍの立ち上がりが遅れる。この結果、ノズル開度を減少させない場合より上記の差圧ΔＰが大きくなり、そのぶん実ＥＧＲ流量が大きくなってしまうのである。
【０００８】
そこで本発明は、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備えるエンジンを対象として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転時においても応答よく演算しつつ、このようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きく、さらに実過給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧力を増大補正することにより、加速時に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この応答遅れにさらにターボラグが影響する場合においても、噴射圧力の補正精度を高めることを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、図７３に示すように、
ＥＧＲ弁８１と、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャ８２と、エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段８３と、エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段８４と、この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁８１を制御する手段８５と、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段８６と、エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段８７と、この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を制御する手段８８と、実過給圧を検出する手段８９と、この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段９０と、これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記目標噴射圧力を増大補正する手段９１と、この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力を制御する手段９２とを備えると共に、前記比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に目標噴射時期を遅角補正する。
【００１０】
第２の発明は、図７３に示すように、ＥＧＲ弁８１と、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャ８２と、エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段８３と、エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段８４と、この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁８１を制御する手段８５と、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段８６と、エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段８７と、この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を制御する手段８８と、実過給圧を検出する手段８９と、この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段９０と、
これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記目標噴射圧力を増大補正する手段９１と、この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力を制御する手段９２とを備えると共に、前記比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に前記目標噴射圧力の増大補正量よりも小さな補正量で前記目標噴射圧力を増大補正する。
【００１５】
第３の発明では、第１または第２の発明において前記実ＥＧＲ流量を排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐm（＝実過給圧）の差圧に基づいて演算する。
【００１６】
第４の発明では、第３の発明において吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４つの要素を用いて前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh ：排気圧、
Ｑas0 ：吸入空気量、
Ｑf ：燃料噴射量、
Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh ：タービン入口の排気温度、
Ｐa ：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算する。
【００１７】
第５の発明では、第３の発明において吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４つの要素を用いてタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｐexhr ：タービン入口排気圧相当値、
Ｑas0 ：吸入空気量、
Ｑf ：燃料噴射量、
Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh ：タービン入口の排気温度、
Ｐa ：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算する。
【００１８】
第６の発明では、第１の発明において前記目標噴射圧力および前記目標噴射時期の補正を、低温予混合燃焼が実現されるように行う。
【００１９】
【発明の効果】
大量ＥＧＲによって空気過剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャを備える場合に、加速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に影響するので、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するため、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させたのでは、かえって加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまうことになるが、第１、第２、第３の発明では、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを対象として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転時においても応答よく演算しつつ、第１、第３の発明によればこのようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくかつ実過給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧力を増大補正するようにしたので、実用運転域でのエンジンの排気組成と運転性の双方を改善できるほか、加速時や加速途中の変速中に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この応答遅れにさらにターボラグが影響する場合においても、実ＥＧＲ流量の応答遅れの位相に合わせた燃料噴射圧力の補正が可能となり、噴射圧力の補正精度を高めることができる。
【００２０】
実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きいときに燃料噴射圧力を高くすると、実ＥＧＲ流量の過大により着火遅れ期間が短縮されるのと燃料噴射圧力の上昇により着火期間が短縮されるのとで、結果的に着火遅れ期間は適正なＥＧＲ流量のときとほぼ同一になるものの、着火までに噴射される燃料量が燃料噴射圧力が上昇したぶんだけ多く、この多くなった燃料が着火と同時に一気に燃えるため燃焼が急になり、ディーゼルノック（燃焼騒音）が生じるのであるが、第１の発明によれば、噴射時期を遅角補正して着火遅れ期間が増大するようにしているので、燃焼騒音を抑制できる。
【００２１】
加速直後の一時的増大のあとに実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を下回る区間においても、オーバーシュートのない通常の応答の場合と同じに目標噴射圧力の補正を行ったのでは、目標噴射圧力の増大補正量が大き過ぎることになるが、この場合に第２の発明によればオーバーシュートのない通常の応答の場合より補正量を小さくするので、補正量が大き過ぎることがなく、これによって加速時に一時的増加のあと実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合においても適切な値の補正量を与えることができる。
【００２２】
第４の発明は、タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものであり、この第４の発明によれば、標準状態において排気圧の高い演算精度が得られる。
【００２３】
タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算すると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下するのであるが、第５の発明によれば、タービンノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定した演算式により、単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られる。しかもこの場合にマッチングしなければならない特性は単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度を高くすることができる。
【００２４】
第６の発明によれば、実ＥＧＲ率の応答遅れやターボチャージャの作動遅れに伴う過給圧の応答遅れが生じる過渡運転状態でも、低温予混合燃焼を維持でき、これによって加速時のスモークと燃焼騒音、加速途中の変速中の燃焼騒音をさらに抑制できる。
【００２５】
【発明の実施の形態】
図１はディーゼルエンジンの概略的な構成図である。
【００２６】
ディーゼルエンジンの燃焼において、ＮＯｘの生成量は燃焼温度に大きく依存し、その低減には燃焼温度を相対的に低温化することが有効である。低温予混合燃焼方式では、排気還流システム（ＥＧＲ）により酸素濃度を低減し、これにより低温燃焼を実現する。このため、排気通路５３と吸気通路５２とをＥＧＲ通路５４で接続し、このＥＧＲ通路５４の途中にＥＧＲ弁５７を設け、排気の一部を吸気中に還流する。
【００２７】
ＥＧＲ弁５７は、コントロールユニット４１からの制御信号を受けるステップモータ５７ａにより駆動されるもので、エンジンの運転条件に応じて適切なＥＧＲ率が得るようにしている。たとえば、低回転低負荷域でＥＧＲ率を最大の１００パーセント（吸入空気流量とＥＧＲガス流量が同量）とし、回転数、負荷が高くなるに従い、ＥＧＲ率を減少させる。高負荷側では排気温度が上昇するため、多量のＥＧＲガスを還流すると吸気温度が上昇し、これにより燃焼温度も相対的に上昇し、ＮＯｘ低減の効果が減少したり、また、噴射燃料の着火遅れ期間が短くなり、予混合燃焼が実現できなくなる。このためにＥＧＲ率を高負荷側になるほど、減少させるのである。
【００２８】
なお、図３に示したように、吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５の下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられることがある。このときは、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３の排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００２９】
ここで、前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００３０】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００３１】
このように、吸気絞り弁５６が設けられる場合には、コントロールユニット４１で、前記第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御することになる。
【００３２】
ＥＧＲ通路５４の途中には、ＥＧＲガスの冷却装置３を備える。これは、ＥＧＲ通路５４の周りに形成されウォータジャケット（図示しない）を有し、ここにはエンジン冷却水の一部が循環され、この冷却水の循環量は、冷却水の導入口に設けられた流量制御弁（図示しない）により調整可能である。コントロールユニット４１からの指令により流量制御弁の開度が大きくなるほど、ＥＧＲガスの冷却度が増す。
【００３３】
エンジンの吸気ポート近傍の吸気通路には、スワールコントロールバルブ４を備える。コントロールユニット４１により、このスワールコントロールバルブ４の開度が制御され、エンジン低回転低負荷域で閉じられる（開度が減少する）と、燃焼室に吸入される吸気の流速が高まり燃焼室に強いスワールが生成される。ただし、スワールが強くなると、シリンダ内の作動ガスの熱交換率が高まり、作動ガス温度は相対的に低下する。
【００３４】
ピストンに形成される窪み状の燃焼室は、大径のトロイダル型燃焼室である。これは、ピストンキャビティを、入口を絞らずピストンの冠面から底部まで円筒状に形成したもので、その底部中央には円錐部が形成され、この円錐部によって、圧縮行程後期にピストンキャビティ内へと旋回しながら流れ込むスワールに抵抗を与えないように、さらに空気と燃料の混合を良好にする。
【００３５】
このように、入口を絞らない円筒状のピストンキャビティにより、前述のスワールコントロールバルブ４によって生成されたスワールは、燃焼過程でピストンが下降していくのに伴い、ピストンキャビティ内からキャビティ外に拡散され、キャビティ外でもスワールが持続される。
【００３６】
前記排気通路５３には、ＥＧＲ通路５４の分岐点よりも下流において、可変容量ターボチャージャ２を備える。このターボチャージャ２は、排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄが設けられる。前記コントロールユニット４１により可変ノズル２ｄが制御され、エンジン低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度に制御され、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させるノズル開度（全開状態）に制御される。また、運転条件によって可変ノズル２ｄは、所望の過給圧が得られるノズル開度に制御される。
【００３７】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００３８】
エンジンには図２に示したコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００３９】
これは、主として、燃料タンク１１、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒ごとに設けられる燃料噴射ノズル１７からなり、高圧のサプライポンプ１４に生成した高圧燃料をコモンレール１６に蓄え、燃料噴射ノズル１７内の三方弁２５によってノズルニードルの開閉を行うことで、噴射の開始と終了を自由に制御することができる。コモンレール１６内の燃料圧力は、圧力センサ３２とサプライポンプ１４の吐出量制御機構により、常にエンジンの求める最適値に制御される。
【００４０】
これら燃料噴射量、燃料噴射時期、コモンレール圧力（燃料噴射圧力）などの制御は、マイクロプロセッサで構成されるコントロールユニット４１により行われる。このため、コントロールユニット４１には、アクセル開度センサ３３、エンジン回転数とクランク角度を検出するセンサ３４、気筒判別のためのセンサ３５、水温センサ３６からの信号が入力し、これらに基づいて、コントロールユニット４１は、エンジン回転数とアクセル開度に応じて目標燃料噴射量Ｑｆと、目標噴射時期を演算し、この目標燃料噴射量Ｑｆに対応してノズル内の三方弁２５のオン時間を制御し、また、目標噴射時期に対応して三方弁２５のＯＮ時期を制御する。また、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力が、目標圧力と一致するようにサプライポンプ１４の吐出量制御機構を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。
【００４１】
目標噴射時期は低温予混合燃焼を実現するために、通常の噴射時期よりも遅角される。後述するように、クランク角で圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料噴射が開始されるように設定される。これにより、噴射された燃料の着火遅れ期間が長くなり、この間に燃料の気化が促進され、十分に空気と混合した状態で着火することが可能となる。これにより、排気還流による低酸素濃度のもとで、低温予混合燃焼が行われ、パティキュレートを増大させることなく、ＮＯｘの低減を可能とする。
【００４２】
１はＮＯｘ還元触媒（たとえば銅系ゼオライト触媒）である。
【００４３】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００４４】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００４５】
ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍ、排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａｅｇｒ、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔの５変数を知ることができれば、排気量ＱｅｘｈとＥＧＲ量Ｑｅｇｒを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。
【００４６】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑａｓ０と、燃料噴射量Ｑｆと、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔと、排気温度Ｔｅｘｈの４つの要素を用いて、排気圧Ｐｅｘｈをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００４７】
また、この推定した排気圧Ｐｅｘｈを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐｅｘｈと吸気圧Ｐｍの差とこの要求ＥＧＲ量ＴｑｅとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴａｖとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００４８】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００４９】
なお、以下に詳述する過給圧制御とＥＧＲ制御とは本出願とほぼ同時期の別の出願によりすでに提案している。
【００５０】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０ｍｓｅｃ毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００５１】
ステップ１では回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、コンプレッサ入口圧Ｐａ、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔを読み込む。
【００５２】
ここで、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍと同じものであり、この吸気圧Ｐｍはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐａはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑｆの演算は後述する。
【００５３】
ステップ２では回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐｍ＿ｓｏｌとして演算する。
【００５４】
ステップ５では実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔがこの目標過給圧Ｐｍ＿ｓｏｌと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔを演算する。
【００５５】
ステップ６では回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌとして演算する。
【００５６】
ステップ９では、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔと回転数ＮｅからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔとをステップ１０において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌに加算した値をＶＮＴｓｔｅｐ１として演算する。
【００５７】
ステップ１１ではエンジン回転数Ｎｅと実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、ＶＮＴｓｔｅｐ１がこのリミッタ内にあればＶＮＴｓｔｅｐ１の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとして演算する。
【００５８】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度ＶＮＴｓｔｅｐは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００５９】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００６０】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００６１】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲｅｆ信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲｅｆ信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【００６２】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒｅｆ信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒｅｆ信号前に演算した値）であることを意味している。
【００６３】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００６４】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【００６５】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【００６６】
ステップ２ではこれらＱａｃ、Ｑｆ、Ｔｎを用いてＱｅｘｈ＝Ｑａｃ・Ｚ−（ＣＹＬＮ＃−１）、Ｑｆ０＝Ｑｆ・Ｚ−（ＣＹＬＮ＃−２）、Ｔｎ０＝Ｔｎ・Ｚ−（ＣＹＬＮ＃−１）の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００６７】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑａｃを演算するフローである。
【００６８】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【００６９】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎｅを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎｅと前記した吸気量の加重平均値Ｑａｓ０とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑａｃ０を、
【００７０】
【数１】
Ｑａｃ０＝（Ｑａｓ０／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【００７１】
ステップ６ではこのＱａｃ０のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑａｃ０・Ｚ−ｎをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑａｃｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００７２】
ステップ７では容積比Ｋｖｏｌと体積効率相当値の前回値Ｋｉｎｎ−１を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑａｃｎから
【００７３】
【数２】
Ｑａｃ＝Ｑａｃｎ−１×（１−Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１）＋Ｑａｃｎ×Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１
ただし、Ｑａｃｎ−１：Ｑａｃの前回値、
Ｋｉｎｎ−１：Ｋｉｎの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑａｃを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００７４】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを演算するフローである。
【００７５】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑａｃの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑｅの前回値であるＱｅｎ−１を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎｅを読み込む。
【００７６】
ステップ４ではＱｅｎ−１とＮｅと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑｅｃｎを
【００７７】
【数３】
Ｑｅｃｎ＝（Ｑｅｎ−１／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑｅｃｎと容積比Ｋｖｏｌ、体積効率相当値の前回値Ｋｉｎｎ−１を用いて、
【００７８】
【数４】
Ｑｅｃ＝Ｑｅｃｎ−１×（１−Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１）＋Ｑｅｃｎ×Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１
ただし、Ｑｅｃｎ−１：Ｑｅｃの前回値、
Ｋｉｎｎ−１：Ｋｉｎの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑｅｃを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【００７９】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑｅに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱｅに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑｅの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱｅのままでＱｅｃを演算することで、できるだけＱｅｃの演算精度を高めるようにしている。
【００８０】
図１４は体積効率相当値Ｋｉｎを演算するフローである。
【００８１】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ、吸気圧Ｐｍ、吸入ガス温度の前回値であるＴｎｎ−１を読み込み、このうちＰｍとＴｎｎ−１からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ＲＯＵｑｃｙｌを求め、このガス密度ＲＯＵｑｃｙｌとシリンダガス重量Ｑｃｙｌ（＝Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）を用いてステップ３において
【００８２】
【数５】
Ｋｉｎ＝Ｑｃｙｌ／（Ｖｃ／ＲＯＵｑｃｙｌ）
ただし、Ｖｃ：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋｉｎを演算する。
【００８３】
ここで、体積効率相当値Ｋｉｎの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【００８４】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【００８５】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐｍ＿ｖを読み込み、この出力電圧Ｐｍ＿ｖよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐｍ＿０に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐｍ１を吸気圧Ｐｍとして演算する。
【００８６】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐｍの演算が簡単になっている。
【００８７】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【００８８】
図１８は吸入新気温度Ｔａを演算するフローである。
【００８９】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔａ＿ｖを読み込み、この出力電圧Ｔａ＿ｖよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔａ０に変換する。
【００９０】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【００９１】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰｍｎ−１に基づいて圧力補正係数Ｋｔｍｐｉを、Ｋｔｍｐｉ＝Ｐｍｎ−１×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【００９２】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋｔｍｐｉに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔａを、
【００９３】
【数６】
Ｔａ＝Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【００９４】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑａｓ０）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋｖｓｐ、吸気温度の吸気量補正値Ｋｑａを求め、上記の数７式に代えて、
【００９５】
【数７】
Ｔａ＝Ｋｖｓｐ×Ｋｑａ×Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔａを求めればよい。
【００９６】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔａ０の値をそのまま吸入新気温度Ｔａとした後、処理を終了する。
【００９７】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔｎを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃと吸入新気温度Ｔａとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと排気温度の前回値であるＴｅｘｈｎ−１を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔｅｘｈｎ−１にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋｔｌｏｓを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔｅを算出し、ステップ３では
【００９８】
【数８】
Ｔｎ＝（Ｑａｃ×Ｔａ＋Ｑｅｃ×Ｔｅ）／（Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔｎとする。
【００９９】
図２２は燃料噴射量Ｑｆを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎｅとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮｅとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍｑｄｒｖを求める。
【０１００】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑｆ１に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑｆ１ＭＡＸによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑｆとして演算する。
【０１０１】
図２５は排気温度Ｔｅｘｈを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰｅｘｈｎ−１を読み込む。
【０１０２】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを求める。
【０１０３】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０から排気温度の吸気温度補正係数Ｋｔｅｘｈ１を、Ｋｔｅｘｈ１＝（Ｔｎ０／ＴＡ＃）ＫＮ＃（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋｔｅｘｈ２を、排気圧の前回値Ｐｅｘｈｎ−１からＫｔｅｘｈ２＝（Ｐｅｘｈｎ−１／ＰＡ＃）（＃Ｋｅ−１）／＃Ｋｅ（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋｅは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１０４】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎｅから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋｔｅｘｈ３を、ステップ８では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと排気量Ｑｅｘｈとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋｔｅｘｈ４をそれぞれ求める。
【０１０５】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔｅｘｈｂに４つの各補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２、Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を乗じて排気温度Ｔｅｘｈを計算する。
【０１０６】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔｅｘｈの演算精度が向上する。排気温度Ｔｅｘｈの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３４のフローで後述するように、排気温度Ｔｅｘｈは排気圧Ｐｅｘｈの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔｅｘｈの演算精度の向上が排気圧Ｐｅｘｈの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐｅｘｈの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を導入したものである。
【０１０７】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１０８】
【数９】
図３１は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａｖｎｔの演算フローである。ステップ１では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐ、総排気重量Ｑｔｏｔａｌ（＝Ｑａｓ０＋Ｑｆ）、排気温度Ｔｅｘｈを読み込む。
【０１０９】
このうち総排気重量Ｑｔｏｔａｌと排気温度Ｔｅｘｈからステップ２で
【０１１０】
【数１０】
Ｗｅｘｈ＝Ｑｔｏｔａｌ×Ｔｅｘｈ／Ｔｓｔｄ ［ｍ３／ｓｅｃ］
ただし、Ｔｓｔｄ：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗｅｘｈを算出する。
【０１１１】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗｅｘｈの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξｆｒｉｃを演算する。ステップ４では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと総ガス重量Ｑｔｏｔａｌから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξｃｏｎｖを演算する。そして、これら２つの損失ξｆｒｉｃ、ξｃｏｎｖをステップ５において指令開度ＶＮＴｓｔｅｐに乗算して、つまり
【０１１２】
【数１１】
Ａｖｎｔ＝ ＶＮＴｓｔｅｐ×ξｆｒｉｃ×ξｃｏｎｖ
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔを演算する。
【０１１３】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈの演算のフローである。
【０１１４】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑａｓ０、燃料噴射量Ｑｆ、有効面積相当値Ａｖｎｔ、排気温度Ｔｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１１５】
【数１２】
Ｐｅｘｈ０＝Ｋｐｅｘｈ×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆｕｅｌ）／Ａｖｎｔ｝２×Ｔｅｘｈ＋Ｐａ
ただし、Ｋｐｅｘｈ：定数、
の式により排気圧Ｐｅｘｈ０を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐｅｘｈとして求める。
【０１１６】
ここで、上記の有効面積相当値Ａｖｎｔと排気圧Ｐｅｘｈ０の各演算方法は、次のようにして得たものである。
【０１１７】
〈１〉流路面積が縮小する場合の流れの基礎式
図４４のように緩やかに断面積が縮小する管内を流れる理想流体を考える。
【０１１８】
流体の圧力、流速、面積、比重をそれぞれＰ、ｗ、Ａ、ρとし、入口を添字１、出口を添字２とし、入口と出口の断面についてベルヌイ（Ｂｅｒｎｏｕｌｌｉ）の定理を適用すると、
ｗ１ ２／２＋Ｐ１／ρ＝ｗ２ ２／２＋Ｐ２／ρ ・・・（１ａ）
また、連続の式より
Ａ１×ｗ１＝Ａ２×ｗ２ ・・・（１ｂ）
したがって、両式からｗ１を消去すると、
ｗ２＝１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２×｛２（Ｐ１−Ｐ２）／ρ｝１／２［ｍ／ｓｅｃ］ ・・・（２）
単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、
の式より表すことができる。
【０１１９】
（３）式の右辺の１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２を効率ηｎとおくと、次の流れの基礎式を得る。
【０１２０】
Ｑ＝ηｎ×Ａ２×｛２ρ×（Ｐ１−Ｐ２）｝１／２ ・・・（４）
〈２〉ターボチャージャの状態方程式
次に、ターボチャージャ２でのコンプレッサ２ｂと仕事の釣合いの関係を調べる。なお、以下で使用する記号は図４５の通りである。
【０１２１】
コンプレッサ２ｂの実効仕事率Ｌｃは、
Ｌｃ＝Ｑａｓ０×Ｗｃ／ηｃ ［Ｗ］ ・・・（５）
ただし、Ｑａｓ０：吸入新気重量流量［ｋｇ／ｓｅｃ］、
Ｗｃ：コンプレッサ理論仕事［Ｊ／ｋｇ］、
ηｃ：コンプレッサ効率相当値。
【０１２２】
また、タービン２ａの実効仕事率Ｌｔは、
Ｌｔ＝ηｔ×Ｑｔｏｔａｌ×Ｗｔ ［Ｗ］ ・・・（６）
ただし、Ｑｔｏｔａｌ：総排気重量流量［ｋｇ／ｓｅｃ］、
Ｗｔ：タービン理論仕事［Ｊ／ｋｇ］、
ηｔ：タービン効率相当値。
【０１２３】
タービン２ａとコンプレッサ２ｂは軸を介して直結されているので、コンプレッサ２ｂとタービン２ａの実仕事率Ｌｃ、Ｌｔが等しいとおけば（軸受けのフリクションは効率に含まれる）、ターボチャージャ２の状態方程式として次式を得る。
【０１２４】
〈３〉流路面積が縮小する場合の排気圧予測式の検討
（７）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
ただし、Ａｖｎｔ：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｐｅｘｈ：排気圧、
Ｐａ：大気圧相当値、
ρｅ：排気の密度、
ＶＮＴｓｔｅｐ：指令開度、
ηｎ：効率（損失分）、
の式を得る。
【０１２５】
（８ａ）式を排気圧Ｐｅｘｈについて整理すると、
ここで、排気密度ρｅは理論式によれば
ρｅ＝ρｓｔｄ×（Ｔａ／Ｔｅｘｈ）×（Ｐｅｘｈ／Ｐａ） ・・・（１０）
ただし、ρｓｔｄ：標準大気の密度（≒１．１６７９ｇ／ｃｍ３）、
Ｔａ：コンプレッサ入口温度、
Ｔｅｘｈ：排気温度、
Ｐｅｘｈ：排気圧、
Ｐａ：大気圧、
であるが、この理論式では排気密度ρｅを求めるのに排気圧Ｐｅｘｈを用いることになって具合が悪いので、
ρｅ≒ρｓｔｄ×（Ｔａ／Ｔｅｘｈ）＝Ｔｓｔｄ／Ｔｅｘｈ ・・・（１１）
ただし、Ｔｓｔｄ：標準大気の温度（≒２９８．１５Ｋ）、
の近似式を用いる。近似できる理由は、排気圧Ｐｅｘｈが高くなれば、排気温度Ｔｅｘｈも高くなるので、排気圧Ｐｅｘｈの変化分を排気温度Ｔｅｘｈに含めて考えることができるからである。
【０１２６】
したがって、（１１）式を（９）式に代入することにより、次の式を得る。
【０１２７】
ただし、Ｋｐｅｘｈ：定数。
【０１２８】
ここで、（１２ａ）式右辺のコンプレッサ理論仕事Ｗｃとタービン理論仕事Ｗｔは次式で与えられる。
【０１２９】
【数１３】
さて、（１２ａ）式より、排気圧Ｐｅｘｈの演算式が求められたが、（１２ａ）式中のη
ｃ、ηｔ、Ｗｃ、Ｗｔの演算は複雑であり（ＥＣＵの能力が要る）、また、（１４）式ではこれから求めようとする排気圧Ｐｅｘｈを知る必要があるので、さらに考える。
【０１３０】
いま、総排気重量Ｑｔｏｔａｌと吸入新気量Ｑａｓ０および燃料噴射量Ｑｆ（単位はすべて［ｋｇ／ｓｅｃ］とする）の間には次の関係がある。
【０１３１】
Ｑｔｏｔａｌ＝Ｑａｓ０＋Ｑｆ ・・・（１５）
（１５）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ａｖｎｔ×｛２×ρｅ×（Ｐｅｘｈ−Ｐａ）｝１／２＝Ｑａｓ０＋Ｑｆ ・・・（１６ａ）
Ａｖｎｔ＝ηｎ×ＶＮＴｓｔｅｐ ・・・（１６ｂ）
（１６ａ）式の両辺を２乗して排気圧Ｐｅｘｈについて整理すると、次式が得られる。
【０１３２】
Ｐｅｘｈ＝｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆ）／Ａｖｎｔ｝２×（１／ρｅ）＋Ｐａ ・・・（１７）
ここでも、上記の排気密度ρｅの近似式である（１１）式を（１７）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１３３】
ただし、Ｋｐｅｘｈ：定数。
【０１３４】
（１８ａ）式は上記の（１２ａ）式と等価であり、（１８ａ）式による排気圧Ｐｅｘｈの演算式には、コンプレッサ２ｂ、タービン２ａの理論仕事の比（Ｗｃ／Ｗｔ）と各々の効率の積（ηｃ×ηｔ）が含まれており、（１８ａ）式を用いれば、ターボチャージャ２の理論仕事Ｗｃ、Ｗｔと効率ηｃ、ηｔが未知であっても考慮したことになる。ゆえにあとは、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎを求めればよい。
【０１３５】
〈４〉ノズルを流れるガスの効率ηｎ
効率ηｎを含んだ可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａｖｎｔは上記の（８ｂ）式、（１６ｂ）式で与えられるが、さらに効率ηｎは次式で表すことができる。
【０１３６】
ただし、ξｃｏｎｖ：ノズル損失、
ξｆｒｉｃ：摩擦損失。
【０１３７】
（１９）式においてノズル損失ξｃｏｎｖは、ノズル開度毎に決まる損失であり、縮まり管の場合、（３）式からわかるように１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２が効率になる。
【０１３８】
しかしながら、流速の変化が大きい場合、１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２の値をそのままノズル損失ξｃｏｎｖとみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いので、ノズル開度に対する効率のテーブルを持たせることで記述している（図３３参照）。
【０１３９】
また、（１９）式の摩擦損失ξｆｒｉｃは、ノズル内部の流れを層流とみなすとハーゲンポアズイユ（Ｈａｇｅｎ−Ｐｏｉｓｅｕｉｌｌｅ）の式が成り立ち、流速の平方根に摩擦損失ξｆｒｉｃが比例する。そこで、
Ｗｅｘｈ＝Ｑｔｏｔａｌ／ρｅ ・・・（２０）
の式により体積流量相当値Ｗｅｘｈを算出し、これの平方根を排気流速として、これにより摩擦損失ξｆｒｉｃを検索する（図３２参照）。
【０１４０】
ここでも、排気密度ρｅの近似式である（１１）式を（２０）式に代入して、
このようにして、（１９）式によりノズル有効面積相当値Ａｖｎｔを演算し、このＡｖｎｔのほか、Ｑａｓ０、Ｑｆ、Ｔｅｘｈ、Ｐａ を用いて、（１８ａ）、（１８ｂ）式により排気圧Ｐｅｘｈを予測するようにしたわけである。排気圧の実測値と予測値の相関を調べた実験結果を図３５に示す。同図より、予測値でも十分な精度があることがわかる。
【０１４１】
次に、図３６はＥＧＲ（流）量Ｑｅを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１４２】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅを求める。
【０１４３】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑｅを、これら吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅとから、
【０１４４】
【数１４】
Ｑｅ＝Ａｖｅ×｛（Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）×ＫＲ＃｝１／２
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式により計算する。
【０１４５】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込み、このうちＮｅとＱｆとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔｎから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを計算する。
【０１４６】
図４１は要求ＥＧＲ（流）量Ｔｑｅの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒ、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑａｃに目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを計算する。
【０１４７】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃに対して、Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌを加重平均係数として
【０１４８】
【数１５】
Ｒｑｅｃ＝Ｒｑｅｃｎ−１×（１−Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌ）＋Ｍｑｅｃ×Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌ
ただし、Ｒｑｅｃｎ−１：Ｒｑｅｃの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒｑｅｃを演算し、この中間処理値Ｒｑｅｃと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを用いてステップ４で
【０１４９】
【数１６】
Ｔｑｅｃ＝Ｍｑｅｃ×ＧＫＱＥＣ＋Ｒｑｅｃｎ−１×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒｑｅｃｎ−１：Ｒｑｅｃの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１５０】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃから、
【０１５１】
【数１７】
Ｔｑｅ＝（Ｔｑｅｃ／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを計算する。
【０１５２】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを、
【０１５３】
【数１８】
Ｔａｖ＝Ｔｑｅ／｛（Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）×ＫＲ＃｝１／２
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１５４】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍｌｉｆｔを求め、この目標リフト量Ｍｌｉｆｔに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔとして求める。
【０１５５】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１５６】
これでＥＧＲ制御の説明を終了する。
【０１５７】
このように、本発明の実施形態では、吸気量（の加重平均値）Ｑａｓ０、燃料噴射量Ｑｆ、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔ、排気温度Ｔｅｘｈの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１２式を用いて排気圧Ｐｅｘｈを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０１５８】
また、有効面積相当値Ａｖｎｔを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとの積で与えるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎを考慮できる。
【０１５９】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎは摩擦損失ξｆｒｉｃとノズル損失ξｃｏｎｖの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０１６０】
また、摩擦損失ξｆｒｉｃを、排気流速相当値Ｗｅｘｈの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξｆｒｉｃを精度よく与えることができる。
【０１６１】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（上記（３）式の１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξｃｏｎｖを、指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと総排気重量Ｑｔｏｔａｌに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０１６２】
また、指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと排気量Ｑｅｘｈに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋｔｅｘｈ４を演算し、この補正係数Ｋｔｅｘｈ４で排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを補正するようにしたので、排気温度Ｔｅｘｈの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐｅｘｈの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎｅに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋｔｅｘｈ３を演算し、この補正係数Ｋｔｅｘｈ３で排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔｅｘｈの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐｅｘｈの演算精度が向上する。
【０１６３】
なお、排気圧（タービン入口圧）の演算式は上記の数１２式に限られるものでない。これを図４６の演算フローで説明すると、このフローは図３４に置き換わるものである。
【０１６４】
図３４では、ノズル２ｄを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れである（図４４参照）と仮定して排気圧を演算したのに対して、図４６は、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れ（図４８参照）と仮定して求めるものである。図４６において具体的には、ステップ１１で
【０１６５】
【数１９】
Ｐｅｘｈｒ＝Ｋｐｅｘｈｎ×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆｕｅｌ）／Ａｖｎｔ｝２×Ｔｅｘｈ
ただし、Ｋｐｅｘｈｎ：定数、
の式によりタービン入口排気圧相当値Ｐｅｘｈｒを演算し、このＰｅｘｈｒと大気圧Ｐａからステップ１２において図４７を内容とするマップを検索することにより排気圧Ｐｅｘｈ０を求める。後は、図３４と同じであり、このＰｅｘｈ０に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐｅｘｈとして求める。
【０１６６】
ここで、どのようにして数１９式の排気圧の演算方法を得たかを次に説明する。
【０１６７】
〈５〉先細ノズルの場合の流れの基礎式
タービンノズルを通過する通過する流れを考察すると、外部との熱の出入りや仕事がほとんどないため、流体の持つエネルギは、内部エネルギの減少分が運動エネルギと押し出し仕事に変化すると考えられる。また、エンジンの排気は、低圧・高温なので理想気体とみなせる。したがって、タービンノズルを通過する排気の流れは、「理想気体が断熱変化をして流動する」と考えることができる。
【０１６８】
さて、タービンノズルのような先細ノズルにおいて、図４８に示したように、圧力、比容積、流速、面積、温度、比熱比、気体定数をそれぞれ、Ｐ、ｖ、ｗ、Ａ、Ｔ、κ、Ｒとし、入口を添字１、出口を添字２とすると、
【０１６９】
【数２０】
である。また、定常流動のエネルギ基本式から、次式が成り立つ。
【０１７０】
【数２１】
数１９式に（３１）式を代入して、
【０１７１】
【数２２】
あるいはＰ１Ｖ１＝ＲＴ１から、
【０１７２】
【数２３】
先細ノズルでは、入口流速ｗ１は出口流速ｗ２に比べてきわめて小さいので省略すると、ノズル出口端の速度ｗ２は次式で与えられる。
【０１７３】
【数２４】
ノズルの各断面を単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、
Ｑ＝Ａ２×ｗ２／ｖ２＝ρｅ×Ａ２×ｗ２［ｋｇ／ｓｅｃ］ ・・・（３３）
である。また、ノズル内を流れる流体は理想気体で断熱変化するものとみなしているから、上記の（３１）式より、
【０１７４】
【数２５】
である。
【０１７５】
（３３）式に（３２）式と（３４）式を代入すると、
【０１７６】
【数２６】
（３５）式が先細ノズルの場合の流れの基礎式である。
【０１７７】
〈６〉先細ノズルの場合の排気圧予測式の検討
図４５を参照する。（１５）式から
Ｑａｓ０＋Ｑｆ＝Ｑｔｏｔａｌ［ｋｇ／ｓｅｃ］ ・・・（３６）
である。この（３６）式の右辺に、面積が縮小するノズルの流れの式である上記の（３５）式を適用して、
【０１７８】
【数２７】
の式を得る。
【０１７９】
ここで、タービン入口排気圧相当値Ｐｅｘｈｒを、
【０１８０】
【数２８】
とおくと、（３７ａ）式は
となるので、（３９）式をタービン入口排気圧相当値Ｐｅｘｈｒについて整理すると、次式が得られる。
【０１８１】
Ｐｅｘｈｒ＝（１／（２×ρｅ））×（κｅ／（κｅ−１））×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆ）／Ａｖｎｔ｝２［Ｐａ］ ・・・（４０）
ここでも、排気密度ρｅの近似式である（１１）式を（４０）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１８２】
Ｐｅｘｈｒ＝Ｋｐｅｘｈｎ×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆ）／Ａｖｎｔ｝２×Ｔｅｘｈ［Ｐａ］・・・（４１ａ）
Ｋｐｅｘｈｎ＝（１／（２×ρｅ））×（κｅ／（κｅ−１）） ・・・（４１ｂ）
ただし、Ｋｐｅｘｈｎ：定数。
【０１８３】
さて、上記の数１２式のように、ノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものでは、標準状態（２９８Ｋ、０．１ＭＰａ）において排気圧の高い演算精度が得られるのであるが、実験によると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下することがわかっている。これは、数１２式が比重の変化を考慮してはいるが、まだ正確でないためと思われる。
【０１８４】
これに対して、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定して求めた第４実施形態によれば、演算式により単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られることになった。
【０１８５】
しかもマッチングしなければならない図４７の特性は、図示のように単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度は高いのである（実験により確認している）。
【０１８６】
さて、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャをエンジンに備え、前述したモデル規範制御を用いたＥＧＲ制御と上記の過給圧制御とを行うとともに、手動変速機を備える車両を用いて発進加速を行ったとき、この車両においては発進加速直後に燃焼騒音とスモークが一時的に増えること、また加速途中の変速中には燃焼騒音が一時的に増えることを見い出した。そこで、これを解析するため、エンジン回転数を一定に保ったまま、燃料噴射量をステップ的に増大し、一定期間のあとにステップ的に燃料噴射量を減少させる実験を行った。このときの実験結果をモデル的に示したのが図４９である。同図において、燃料噴射量Ｑｆがステップ的に増加するｔ１のタイミングが発進加速時に、燃料噴射量Ｑｆがステップ的に減少するｔ２のタイミングが加速途中の変速中に対応する。
【０１８７】
なお、ｔ２のタイミングが加速途中の変速中に対応するのは次の理由からである。手動変速機を備える車両でたとえばギア位置を１速にした状態でアクセルペダルを踏み込んで加速（発進加速）を行い、そのあとギア位置を２速に入れ換えるにはそれまで踏み込んでいたアクセルペダルから足を離してクラッチペダルに移し、クラッチペダルを踏み込んでクラッチを切らなけれならない。このクラッチ切断の過程でアクセルペダル開度が減少し、このアクセルペダル開度の減少に対応して燃料供給量が減少するわけである。ただし、本発明は手動変速機を備える車両に限定されるものでなく、自動変速機を備える車両においてもｔ２のタイミングが加速途中の変速中に対応する。自動変速機を備える車両では、変速時に変速ショックを和らげるため、燃料噴射量を減量する指令が出るからである。
【０１８８】
以下、（１）発進加速直後と（２）加速途中の変速中に分けて解析する。
（１）発進加速直後：
負荷増大によって排気圧Ｐｅｘｈが応答よく上昇するのに対してターボチャージャ２の作動遅れによって吸気圧Ｐｍのほうは遅れて上昇するため、吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅｘｈの差圧ΔＰ（＝Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）が第５段目のように増大し、これによって実ＥＧＲ流量（数１３式により演算されるＱｅ）が、第３段目一点鎖線のように一時的に増加し、その後に増加後の燃料噴射量Ｑｆに対応するＥＧＲ流量へと一次遅れで収束する。このターボチャージャ２の作動遅れに伴う一時的なＥＧＲ流量の増加で低温予混合燃焼を維持できなくなる。燃焼状態が拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼に移行し、燃焼騒音（１ｋＨｚバンドのＣＰＬ）とスモーク（ＩＳＦ）が増大するのである。
（２）加速途中の変速中：
負荷減少によって排気圧Ｐｅｘｈが応答よく減少するのに対してターボチャージャ２の作動遅れで吸気圧Ｐｍが遅れて減少するため、差圧ΔＰが第５段目のように減少し、これによって実ＥＧＲ流量が一時的に減少し、そのあとは減少後の燃料噴射量Ｑｆに対応するＥＧＲ流量へと一次遅れで収束する。このターボチャージャ２の作動遅れに伴う一時的なＥＧＲ流量の減少によっても燃焼状態が低温予混合燃焼から拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼に移行してしまい、燃焼騒音が増大するのである。
【０１８９】
そこでコントロールユニット４１では、上記（１）の場合、つまり実過給圧（＝吸気圧）が目標過給圧より小さくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に、コモンレール圧力（燃料噴射圧力）を増大補正し、かつ噴射時期を遅角補正する。コモンレール圧力を増大させることで、燃料噴霧の微粒化を促進させてスモークを低減し、かつ噴射時期を遅角して着火遅れ期間を増大させることで、燃料と空気の混合を促進させた後に燃焼させ、これによって低温予混合燃焼を維持させ、燃焼騒音とスモークをともに抑制するのである。
【０１９０】
また、（２）の場合、つまり実過給圧が目標過給圧より大きくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に、コモンレール圧力を減少補正し、かつ噴射時期を遅角補正する。コモンレール圧力を減少させることで、燃料噴霧の微粒化を鈍化させて燃焼を緩慢にする（酸素量が十分なのでスモークは悪化しない）とともに、燃料噴射時期を遅角して着火遅れ期間を増大させることで、燃料と空気の混合を促進させた後に燃焼させることにより、この場合も低温予混合燃焼を維持させ、これによって燃焼騒音を抑制するのである。
【０１９１】
これをまとめたのが図５０の表図で、同図において右上欄が上記（１）の場合に、左下欄が上記（２）の場合に対応する。
【０１９２】
この場合、実過給圧と目標過給圧の比較結果および実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較結果の組み合わせによれば、次の（３）、（４）の場合が考えられるので、この（３）、（４）の場合に対しては、次のようにコモンレール圧力および噴射時期を制御する。
（３）実過給圧が目標過給圧より大きくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合：
上記（２）の場合よりコモンレール圧力の減少補正量および噴射時期の遅角補正量を小さくする（図５０の右下欄に対応）。
（４）実過給圧が目標過給圧より小さくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合：
上記（１）の場合よりコモンレール圧力の増大補正量および噴射時期の遅角補正量を小さくする（図５０の左上欄に対応）。
【０１９３】
ここで、（３）や（４）の場合は、実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合に対処するためのものである。たとえば、加速途中の変速中のＥＧＲ流量の変化を図５１にモデル的に示すと、実ＥＧＲ流量の通常の応答の場合には、上記（２）の場合のコモンレール圧力および噴射時期の制御で対処した。しかしながら、実ＥＧＲ流量が目標値を超えてオーバーシュートする応答（図ではゲイン過多の応答）の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を上回るｔ３からｔ４までの区間においても（２）の場合の制御を行ったのでは、コモンレール圧力の減少補正量および燃料噴射時期の遅角補正量が大き過ぎることになるので、各補正量を小さくするため、（３）の場合の制御を行うのである。
【０１９４】
コントロールユニット４１で行われる上記の制御を次に詳述する。
【０１９５】
図５２はコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌの演算フローで、１０ｍｓｅｃ毎に実行する。
【０１９６】
ステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ（図１３により演算）、目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃ（図４１ステップ４で演算）、実過給圧Ｐｍ、目標過給圧ＴＰｍを読み込む。
【０１９７】
ここでは、実ＥＧＲ流量としてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを、その目標値として目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃを用いたが、実ＥＧＲ流量Ｑｅ（図３６により演算）とこれに対応する目標値としての要求ＥＧＲ流量Ｔｑｅ（図４１参照）を用いてもかまわない。なお、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔ（センサ７２により検出）は吸気圧Ｐｍに等しいので、符号としてはＰｍを用いている。また、目標過給圧Ｐｍ＿ｓｏｌは図４のステップ４で演算されているが、Ｐｍという符号に対応してＴＰｍという符号を用いる。
【０１９８】
ステップ２ではシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃとの差ｄＱｅｃ、実過給圧Ｐｍと目標過給圧ＴＰｍとの差ｄＰｍを演算し、これらの差ｄＱｅｃ、ｄＰｍからステップ３で図５３を内容とする２つのテーブルのいずれかを検索することにより、コモンレール圧力補正量の基本値ＫＱＢ Ｐを演算する。
【０１９９】
また、エンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ４で図５４を内容とするマップを検索することにより補正ゲインとしての運転条件反映係数ＫＱＣ Ｐを演算し、この係数ＫＱＣ Ｐと上記の基本値ＫＱＢ Ｐとを用いステップ５において、
【０２００】
【数１８】
Ｋ Ｐｒａｉｌ＝ＫＱＢ Ｐ×ＫＱＣ Ｐ
の式によりコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを演算する。
【０２０１】
ここで、基本値ＫＱＢ Ｐは図５０で前述したコモンレール圧力補正量を与えるものである。すなわちＫＱＢ Ｐの値は、ＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（１）の場合）に、ｄＱｅｃに比例して大きくなり（図５３右図参照）、ＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（２）の場合）に、ｄＱｅｃに比例して負で大きくなる値である（図５３左図参照）。また、ＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（３）の場合）に上記（２）の場合より直線の傾きを緩やかに（図５３右図参照）、同様にしてＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（４）の場合）に上記（１）の場合より直線の傾きを緩やかにしている（図５３左図参照）。
【０２０２】
図５４においては、Ａが低温予混合燃焼域、Ｃが拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼域、Ｂが両者の中間の領域で、燃焼騒音は特にＢの領域においいて顕著であることから、Ｂの領域でＫＱＣ Ｐを最大の１．０としている。
【０２０３】
Ａの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．８としているのは、この領域ではＥＧＲ流量、過給圧とも応答が遅いため、補正ゲインが大きいとハンチングの可能性があるので、このハンチング防止のため補正ゲインを小さくしているものである。
【０２０４】
またＣの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．６としているのは、次の理由からである。この領域はＥＧＲを中止しかつ高過給圧の領域であるため、原則的には補正する必要のない領域である。しかしながら、ＫＱＣ Ｐの値は、最終的には適合によって定めることになるので、Ｃでの値が必要な場合も生じる。そこで、Ｃの領域でも値を入れることができるようにしている（０．６は仮の値）。
【０２０５】
図５５は噴射時期補正量Ｋ ＩＴの演算フローである。
【０２０６】
ステップ１、２は図５２のステップ１、２と同じである（シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃとの差ｄＱｅｃ、実過給圧Ｐｍと目標過給圧ＴＰｍとの差ｄＰｍを演算する）。
【０２０７】
ステップ３ではこれらの差ｄＱｅｃ、ｄＰｍから図５６を内容とする２つのテーブルのいずれかを検索することにより、噴射時期補正量の基本値ＫＱＢ ＩＴを、またエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ４で図５７を内容とするマップを検索することにより、補正ゲインとしての運転条件反映係数ＫＱＣ ＩＴを演算し、これら運転条件反映係数ＫＱＣ ＩＴ、基本値ＫＱＢ ＩＴを用いステップ５において
【０２０８】
【数１９】
Ｋ ＩＴ＝ＫＱＢ ＩＴ×ＫＱＣ ＩＴ
の式により噴射時期補正量Ｋ＿ＩＴを演算する。
【０２０９】
ここで、基本値ＫＱＢ ＩＴは図５０で前述した料噴射時期の遅角補正量を与えるものである。すなわち、基本値ＫＱＢ ＩＴはＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（１）の場合）に、ｄＱｅｃに比例してＫＱＢ ＩＴの値が負で大きくなり（図５６右図参照）、ＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（２）の場合）に、ｄＱｅｃに比例してＫＱＢ ＩＴの値が負で大きくなる（図５６左図参照）値である。また、ＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（３）の場合）に上記（２）の場合より直線の傾きを緩やかに（図５６右図参照）、同様にしてＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（４）の場合）に上記（１）の場合より直線の傾きを緩やかにしている（図５６左図参照）。
【０２１０】
なお、基本値ＫＱＢ ＩＴを負の値で与えるのは、図６５のステップ７で後述するように補正量Ｋ ＩＴを目標噴射時期ＴＩＴ０に加算した値を目標噴射時期ＴＩＴ１として求めており、この場合の目標噴射時期は所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）であるため、遅角補正するには補正量Ｋ ＩＴを負の値で与える必要があるからである。
【０２１１】
図５７においてＡの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．８とし、またＣの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．６としているのは図５４と同様の理由によるものである。
【０２１２】
図５８は目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌの演算フローである。
【０２１３】
ここで、ステップ７において上記のコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを用いてコモンレール圧力を補正している点が従来と異なる点で、残りは従来と同様である。
【０２１４】
詳細にはステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ（図１８により演算）、実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌ（センサ３２により検出）に加えてコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを読み込み、このうちエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ２において図５９を内容とするマップを検索することにより目標コモンレール圧力の基本値ＴＰｒａｉｌＢを、また冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａからステップ３、４、５で図６０、図６１、図６２を内容とするテーブルを検索することにより、目標コモンレール圧力の水温補正係数ＫＰＴｗ、吸気温度補正係数ＫＰＴａ、大気圧補正係数ＫＰＰａを求め、ステップ６において
【０２１５】
【数２０】
ＴＰｒａｉｌ０＝ＴＰｒａｉｌＢ×ＫＰＴｗ×ＫＰＴａ×ＫＰＰａ
の式により目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ０を計算する。
【０２１６】
ここで、図６０に示したように低水温時に補正係数ＫＰＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃料噴霧の状態が悪くなるので、これを防止するためである。図６１のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＰＴａを１．０より大きな値としているのは、吸入新気温度Ｔａが低い場合に燃料噴霧が気化しにくくなるので、噴霧粒径を小さくするためである。図６２のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＰＰａを１．０より大きな値としているのは、大気圧Ｐａが低いと実圧縮比が低くなり着火しにくくなるので、噴霧粒径を小さくして着火しやすくするためである。
【０２１７】
ステップ７ではコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを用いて
【０２１８】
【数２１】
ＴＰｒａｉｌ１＝ＴＰｒａｉｌ０×Ｋ Ｐｒａｉｌ
の式により上記の目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ０を補正し、補正後の目標コモンレール圧力を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１とおく。
【０２１９】
ステップ８では実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌがこの目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１と一致するようにＰＩ制御によりＰＩ補正量を演算し、ステップ９においてこのＰＩ補正量を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１に加算し、加算後の目標コモンレール圧力を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ２とおく。
【０２２０】
ステップ１０ではエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図６３、図６４のマップを検索して最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸ、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを求め、ＴＰｒａｉｌ２がこの最大値と最小値の間にあればＴＰｒａｉｌ２の値を、またＴＰｒａｉｌ２が最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを超える場合は最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを、ＴＰｒａｉｌ２が最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを下回る場合は、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを目標コモンレール圧ＴＰｒａｉｌとして演算する。
【０２２１】
図６５は目標噴射時期ＴＩＴの演算フローである。ここで、ステップ７において噴射時期補正量Ｋ ＩＴを用いて目標噴射時期を補正している点が従来と異なる点で、残りは従来と同様である。
【０２２２】
詳細にはステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、噴射時期補正量Ｋ ＩＴを読み込み、このうちエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ２において図６６を内容とするマップを検索することにより目標噴射時期の基本値ＴＩＴＢを、また冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａからステップ３、４、５で図６７、図６８、図６９を内容とするテーブルを検索することにより、目標噴射時期の水温補正係数ＫＩＴＴｗ、吸気温度補正係数ＫＩＴＴａ、大気圧補正係数ＫＩＴＰａを求め、ステップ６において
【０２２３】
【数２２】
ＴＩＴ０＝ＴＩＴＢ×ＫＩＴＴｗ×ＫＩＴＴａ×ＫＩＴＰａ
の式により目標噴射時期ＴＩＴ０を計算する。
【０２２４】
ここで、基本値ＴＩＴＢは、クランク角で圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料噴射が開始されるように設定される。
【０２２５】
また、基本値ＴＩＴＢは、所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）である。したがって、補正係数ＫＩＴＴｗ、ＫＩＴＴａ、ＫＩＴＰａが１．０より大きな値のとき噴射時期が進角される。図６７に示したように低水温時に補正係数ＫＩＴＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃焼が遅れがちになるので、燃焼の中心を進角側にもってくるためである。図６８のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＩＴＴａを１．０より大きな値とし、図６９のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＩＴＰａを１．０より大きな値としているのも、同様の理由からである。
【０２２６】
ステップ７では噴射時期補正量Ｋ ＩＴを用いて
【０２２７】
【数２３】
ＴＩＴ１＝ＴＩＴ０＋Ｋ ＩＴ
の式により目標噴射時期ＴＩＴ０を補正し、補正後の値を目標噴射時期ＴＩＴ１とする。噴射時期補正量Ｋ ＩＴは負の値であるため、数２３式により目標噴射時期が遅角補正される。
【０２２８】
ステップ８ではエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図７０、図７１のマップを検索して最大噴射時期ＩＴＭＡＸ、最小噴射時期ＩＴＭＩＮを求め、目標噴射時期ＴＩＴ１が最大値と最小値の間にあればＴＩＴ１の値を、また目標噴射時期ＴＩＴ１が最大噴射時期ＩＴＭＡＸを超える場合は最大噴射時期ＩＴＭＡＸを、目標噴射時期ＴＩＴ１が最小噴射時期ＩＴＭＩＮを下回る場合は最小噴射時期ＩＴＭＩＮを目標燃料噴射時期ＴＩＴとして演算する。
【０２２９】
ここで、本実施形態の作用を図４９を参照しながら説明する。
【０２３０】
本実施形態によれば。ｔ１のタイミングより、実過給圧Ｐｍが目標過給圧ＴＰｍより小さくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくなると、目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌが増大補正されることで（図４９第６段目破線参照）、燃料噴霧の微粒化が促進されてスモークが低減し、かつ図４９第７段目破線のように目標噴射時期ＴＩＴが遅角補正され、着火遅れ期間が増大されることで、燃料と空気の混合が促進された後に燃焼する。つまり、低温予混合燃焼が実現されるように目標コモンレール圧力および目標噴射時期の補正を行って、発進加速時においても低温予混合燃焼を維持させ、これによって燃焼騒音とスモークをともに抑制できるのである（図４９下から１段目と２段目の一点鎖線参照）。
【０２３１】
また、本実施形態によれば、ｔ２のタイミングより実過給圧Ｐｍが目標過給圧ＴＰｍより大きくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さくなると、目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌが減少補正されることで（図４９第６段目破線参照）、燃料噴霧の微粒化が鈍化し燃焼が緩慢になり（酸素量が十分なのでスモークは悪化しない）、かつ図４９第７段目破線のように目標噴射時期ＴＩＴが遅角補正され、着火遅れ期間が増大されることで、燃料と空気の混合が促進された後に燃焼する。この場合においても、低温予混合燃焼が実現されるように目標コモンレール圧力および目標噴射時期の補正を行って、発進加速途中の変速中においても低温予混合燃焼を維持させ、これによって燃焼騒音を抑制できる（図４９下から２段目の一点鎖線参照）。
【０２３２】
また、図示しないがｔ１のタイミング直後の一時的増加のあとに実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を下回る区間においても上記（１）の場合の制御を行ったのでは、目標コモンレール圧力の増大補正量および目標噴射時期の遅角補正量が大き過ぎることになり、あるいはｔ２のタイミング直後の一時的減少のあと実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合（図５１参照）に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を上回る区間においても上記（２）の場合の制御を行ったのでは、目標コモンレール圧力の減少補正量および目標噴射時期の遅角補正量が大き過ぎることになるのであるが、この場合に本実施形態によれば上記（１）や（２）の場合より各補正量を小さくするので、各補正量が大き過ぎることがなく、これによって発進加速時や発進加速途中の変速中に一時的増加や一時的減少のあと実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合においても適切な値の補正量を与えることができる。
【０２３３】
これに対して、コモンレール式燃料噴射装置とＥＧＲ装置とを備え、広域空燃比センサにより検出される排気中の酸素濃度から実ＥＧＲ率を求め、この実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より高くなる加速時にコモンレール圧力を増大補正してスモークを低減し、この逆に実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より低いときにはコモンレール圧力を減少補正してＮＯｘ発生量を低減するようにした従来装置があり、この従来装置によれば、広域空燃比センサに検出遅れが生じるため、目標ＥＧＲ率と実ＥＧＲ率が最もずれる加速初期や変速初期に燃料噴射圧力の補正が遅れ、これによってスモークがかえって悪化したり、ディーゼルノック音が出たりしてしまうことがある。
【０２３４】
この場合に、実ＥＧＲ率と目標ＥＧＲ率の比較は、実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較でもよいので、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算することにより、過渡運転時においても応答性のよい実ＥＧＲ流量を得るようにした装置（特開平１０−３１８０４７号公報参照）と上記の従来装置とを組み合わせれば、実ＥＧＲ流量の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の補正量を与えることができる。
【０２３５】
しかしながら、大量ＥＧＲによって空気過剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャを備える場合には、加速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に影響するので、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するため、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させることにより吸気流量を小さくして、空気過剰率を改善することも考えられるが、この方法だとかえって加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまう。
【０２３６】
これに対して本実施形態では、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを対象として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転時においても応答よく演算しつつ、このようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくかつ実過給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧力を増大補正し、また、このようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さくかつ実過給圧が目標過給圧より大きい場合に目標噴射圧力を減少補正するようにしたので、実用運転域（低速時や低負荷時）でのエンジンの排気組成と運転性の双方を改善しつつ、加速時や加速途中の変速中に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この応答遅れにさらにターボラグが影響する場合においても、実ＥＧＲ流量の応答遅れの位相に合わせた燃料噴射圧力の補正が可能となり、噴射圧力の補正精度を高めることができる。
【０２３７】
実施形態では、目標コモンレール圧力と目標噴射時期の両方を補正する場合で説明したが、目標コモンレール圧力だけを補正するようにしてもかまわない。
【０２３８】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置（燃料噴射圧力制御装置）、ＥＧＲ装置および可変容量ターボチャージャを備え、所定の運転域（たとえば低中負荷域）において低温予混合燃焼を行わせるエンジンで説明したが、これに限られるものでなく、全運転域で拡散燃焼を主体とした通常のディーゼル燃焼を行うエンジンに対しても適用できる。
【０２３９】
実施形態ではコンプレッサ入口圧Ｐａを検出するセンサ７３を設けた場合で説明したが、上記ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを搭載する車両が標準大気（やこれに近い大気）のもとで運転される限りにおいては、コンプレッサ入口圧センサは不要である。このときは、標準大気に対するＰａの値を設定してやれば済むからである。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】流路面積が縮小する流れのモデル図。
【図４５】吸排気系の力学的釣合いの検討に使用したモデル図。
【図４６】他の排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図４７】排気圧Ｐｅｘｈ０の特性図。
【図４８】先細ノズルのモデル図。
【図４９】本実施形態の作用を説明するための波形図。
【図５０】本実施形態の制御内容を示す表図。
【図５１】加速途中の変速中の実ＥＧＲ流量の変化を示すモデル図。
【図５２】コモンレール圧力補正量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５３】コモンレール圧力補正量の基本値の特性図。
【図５４】運転条件反映係数の特性図。
【図５５】噴射時期補正量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５６】噴射時期補正量の基本値の特性図。
【図５７】運転条件反映係数の特性図。
【図５８】目標コモンレール圧力の演算を説明するためのフローチャート。
【図５９】目標コモンレール圧力基本値の特性図。
【図６０】水温補正係数の特性図。
【図６１】吸気温度補正係数の特性図。
【図６２】大気圧補正係数の特性図。
【図６３】最大コモンレール圧力の特性図。
【図６４】最小コモンレール圧力の特性図。
【図６５】目標噴射時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図６６】目標噴射時期基本値の特性図。
【図６７】水温補正係数の特性図。
【図６８】吸気温度補正係数の特性図。
【図６９】大気圧補正係数の特性図。
【図７０】最大噴射時期の特性図。
【図７１】最小噴射時期の特性図。
【図７２】加速時にノズル開度を小さくした場合の波形図。
【図７３】第１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１０ コモンレール式燃料噴射装置
１７ 燃料噴射弁
４１ コントロールユニット
５７ ＥＧＲ弁
【発明の属する技術分野】
この発明はディーゼルエンジンの制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
コモンレール式燃料噴射装置とＥＧＲ装置とを備え、ＥＧＲ率検出手段により検出される実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より高くなる加速時にコモンレール圧力（燃料噴射圧力）を増大補正することにより燃料と空気の混合を促進してスモークを低減し、この逆に実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より低いときにはコモンレール圧力を減少補正することにより予混合燃焼割合を小さくし、ＮＯｘ発生量を低減するようにしたものがある（特開平９−２４２６１７号公報参照）。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記の従来装置では広域空燃比センサにより検出される排気中の酸素濃度から実ＥＧＲ率を求めている。
【０００４】
しかしながら、広域空燃比センサは、高価である上に検出遅れが生じるため（センサの検出応答時定数は１／１０秒から数秒のオーダーである）、目標ＥＧＲ率と実ＥＧＲ率が最もずれる加速初期や変速初期に燃料噴射圧力の補正が遅れる。つまり、実ＥＧＲ率の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の補正量を与えなければならないのに、センサの検出遅れにより実ＥＧＲ率の目標ＥＧＲ率からの誤差が最も大きいときに燃料噴射圧力が変化せず、実ＥＧＲ率の誤差が減ってきたときに燃料噴射圧力が変化するのでは、スモークがかえって悪化したり、ディーゼルノック音が出たりしてしまう。
【０００５】
この場合に、上記の実ＥＧＲ率と目標ＥＧＲ率の比較は、実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較でもよいので、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算することにより、過渡運転時においても応答性のよい実ＥＧＲ流量が得られるようにした装置（特開平１０−３１８０４７号公報参照）と上記の従来装置とを組み合わせれば、過給を行わないエンジンである限り、実ＥＧＲ流量の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の補正量を与えることができる。
【０００６】
しかしながら、大量ＥＧＲによって空気過剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャを備えて、実用運転域（低速時や低負荷時）で高過給化する場合には、加速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に大きく影響するので、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するため、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させることにより吸気流量を小さくして、空気過剰率を改善することが考えられるが、この方法だとかえって加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまう。
【０００７】
これを図７２を用いて説明すると、実ＥＧＲ流量は排気圧Ｐｅｘｈと吸気圧Ｐｍの差圧ΔＰ（＝Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）に比例する。同図において、加速時にはまず排気圧Ｐｅｘｈが応答良く立ち上がり、ＥＧＲ弁が遅れて閉じ、その後に実過給圧（＝吸気圧Ｐｍ）が立ち上がる。この場合に、ノズル開度を減少させていると、そのノズル開度減少分だけ排気圧Ｐｅｘｈの立ち上がりが大きくなりかつ吸気圧Ｐｍの立ち上がりが遅れる。この結果、ノズル開度を減少させない場合より上記の差圧ΔＰが大きくなり、そのぶん実ＥＧＲ流量が大きくなってしまうのである。
【０００８】
そこで本発明は、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャを備えるエンジンを対象として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転時においても応答よく演算しつつ、このようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きく、さらに実過給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧力を増大補正することにより、加速時に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この応答遅れにさらにターボラグが影響する場合においても、噴射圧力の補正精度を高めることを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、図７３に示すように、
ＥＧＲ弁８１と、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャ８２と、エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段８３と、エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段８４と、この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁８１を制御する手段８５と、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段８６と、エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段８７と、この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を制御する手段８８と、実過給圧を検出する手段８９と、この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段９０と、これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記目標噴射圧力を増大補正する手段９１と、この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力を制御する手段９２とを備えると共に、前記比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に目標噴射時期を遅角補正する。
【００１０】
第２の発明は、図７３に示すように、ＥＧＲ弁８１と、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャ８２と、エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段８３と、エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段８４と、この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁８１を制御する手段８５と、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段８６と、エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段８７と、この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を制御する手段８８と、実過給圧を検出する手段８９と、この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段９０と、
これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記目標噴射圧力を増大補正する手段９１と、この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力を制御する手段９２とを備えると共に、前記比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に前記目標噴射圧力の増大補正量よりも小さな補正量で前記目標噴射圧力を増大補正する。
【００１５】
第３の発明では、第１または第２の発明において前記実ＥＧＲ流量を排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐm（＝実過給圧）の差圧に基づいて演算する。
【００１６】
第４の発明では、第３の発明において吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４つの要素を用いて前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh ：排気圧、
Ｑas0 ：吸入空気量、
Ｑf ：燃料噴射量、
Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh ：タービン入口の排気温度、
Ｐa ：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算する。
【００１７】
第５の発明では、第３の発明において吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４つの要素を用いてタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｐexhr ：タービン入口排気圧相当値、
Ｑas0 ：吸入空気量、
Ｑf ：燃料噴射量、
Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh ：タービン入口の排気温度、
Ｐa ：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算する。
【００１８】
第６の発明では、第１の発明において前記目標噴射圧力および前記目標噴射時期の補正を、低温予混合燃焼が実現されるように行う。
【００１９】
【発明の効果】
大量ＥＧＲによって空気過剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャを備える場合に、加速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に影響するので、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するため、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させたのでは、かえって加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまうことになるが、第１、第２、第３の発明では、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを対象として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転時においても応答よく演算しつつ、第１、第３の発明によればこのようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくかつ実過給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧力を増大補正するようにしたので、実用運転域でのエンジンの排気組成と運転性の双方を改善できるほか、加速時や加速途中の変速中に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この応答遅れにさらにターボラグが影響する場合においても、実ＥＧＲ流量の応答遅れの位相に合わせた燃料噴射圧力の補正が可能となり、噴射圧力の補正精度を高めることができる。
【００２０】
実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きいときに燃料噴射圧力を高くすると、実ＥＧＲ流量の過大により着火遅れ期間が短縮されるのと燃料噴射圧力の上昇により着火期間が短縮されるのとで、結果的に着火遅れ期間は適正なＥＧＲ流量のときとほぼ同一になるものの、着火までに噴射される燃料量が燃料噴射圧力が上昇したぶんだけ多く、この多くなった燃料が着火と同時に一気に燃えるため燃焼が急になり、ディーゼルノック（燃焼騒音）が生じるのであるが、第１の発明によれば、噴射時期を遅角補正して着火遅れ期間が増大するようにしているので、燃焼騒音を抑制できる。
【００２１】
加速直後の一時的増大のあとに実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を下回る区間においても、オーバーシュートのない通常の応答の場合と同じに目標噴射圧力の補正を行ったのでは、目標噴射圧力の増大補正量が大き過ぎることになるが、この場合に第２の発明によればオーバーシュートのない通常の応答の場合より補正量を小さくするので、補正量が大き過ぎることがなく、これによって加速時に一時的増加のあと実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合においても適切な値の補正量を与えることができる。
【００２２】
第４の発明は、タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものであり、この第４の発明によれば、標準状態において排気圧の高い演算精度が得られる。
【００２３】
タービンノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算すると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下するのであるが、第５の発明によれば、タービンノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定した演算式により、単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られる。しかもこの場合にマッチングしなければならない特性は単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度を高くすることができる。
【００２４】
第６の発明によれば、実ＥＧＲ率の応答遅れやターボチャージャの作動遅れに伴う過給圧の応答遅れが生じる過渡運転状態でも、低温予混合燃焼を維持でき、これによって加速時のスモークと燃焼騒音、加速途中の変速中の燃焼騒音をさらに抑制できる。
【００２５】
【発明の実施の形態】
図１はディーゼルエンジンの概略的な構成図である。
【００２６】
ディーゼルエンジンの燃焼において、ＮＯｘの生成量は燃焼温度に大きく依存し、その低減には燃焼温度を相対的に低温化することが有効である。低温予混合燃焼方式では、排気還流システム（ＥＧＲ）により酸素濃度を低減し、これにより低温燃焼を実現する。このため、排気通路５３と吸気通路５２とをＥＧＲ通路５４で接続し、このＥＧＲ通路５４の途中にＥＧＲ弁５７を設け、排気の一部を吸気中に還流する。
【００２７】
ＥＧＲ弁５７は、コントロールユニット４１からの制御信号を受けるステップモータ５７ａにより駆動されるもので、エンジンの運転条件に応じて適切なＥＧＲ率が得るようにしている。たとえば、低回転低負荷域でＥＧＲ率を最大の１００パーセント（吸入空気流量とＥＧＲガス流量が同量）とし、回転数、負荷が高くなるに従い、ＥＧＲ率を減少させる。高負荷側では排気温度が上昇するため、多量のＥＧＲガスを還流すると吸気温度が上昇し、これにより燃焼温度も相対的に上昇し、ＮＯｘ低減の効果が減少したり、また、噴射燃料の着火遅れ期間が短くなり、予混合燃焼が実現できなくなる。このためにＥＧＲ率を高負荷側になるほど、減少させるのである。
【００２８】
なお、図３に示したように、吸入空気量を計測するためのエアフローメータ５５の下流に吸入空気を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられることがある。このときは、排気通路５３から吸気通路５２に流れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発生する吸入負圧と、排気通路５３の排気圧力との差圧に応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応して決定される。
【００２９】
ここで、前記吸気絞り弁５６は負圧アクチュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧アクチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコントロールするようになっている。
【００３０】
たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入をやめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。また、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリングにより、全開位置に保持される。
【００３１】
このように、吸気絞り弁５６が設けられる場合には、コントロールユニット４１で、前記第１、第２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制御し、排気還流量を制御することになる。
【００３２】
ＥＧＲ通路５４の途中には、ＥＧＲガスの冷却装置３を備える。これは、ＥＧＲ通路５４の周りに形成されウォータジャケット（図示しない）を有し、ここにはエンジン冷却水の一部が循環され、この冷却水の循環量は、冷却水の導入口に設けられた流量制御弁（図示しない）により調整可能である。コントロールユニット４１からの指令により流量制御弁の開度が大きくなるほど、ＥＧＲガスの冷却度が増す。
【００３３】
エンジンの吸気ポート近傍の吸気通路には、スワールコントロールバルブ４を備える。コントロールユニット４１により、このスワールコントロールバルブ４の開度が制御され、エンジン低回転低負荷域で閉じられる（開度が減少する）と、燃焼室に吸入される吸気の流速が高まり燃焼室に強いスワールが生成される。ただし、スワールが強くなると、シリンダ内の作動ガスの熱交換率が高まり、作動ガス温度は相対的に低下する。
【００３４】
ピストンに形成される窪み状の燃焼室は、大径のトロイダル型燃焼室である。これは、ピストンキャビティを、入口を絞らずピストンの冠面から底部まで円筒状に形成したもので、その底部中央には円錐部が形成され、この円錐部によって、圧縮行程後期にピストンキャビティ内へと旋回しながら流れ込むスワールに抵抗を与えないように、さらに空気と燃料の混合を良好にする。
【００３５】
このように、入口を絞らない円筒状のピストンキャビティにより、前述のスワールコントロールバルブ４によって生成されたスワールは、燃焼過程でピストンが下降していくのに伴い、ピストンキャビティ内からキャビティ外に拡散され、キャビティ外でもスワールが持続される。
【００３６】
前記排気通路５３には、ＥＧＲ通路５４の分岐点よりも下流において、可変容量ターボチャージャ２を備える。このターボチャージャ２は、排気タービン２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆動される可変ノズル２ｄが設けられる。前記コントロールユニット４１により可変ノズル２ｄが制御され、エンジン低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高めるノズル開度に制御され、高回転側では排気を抵抗なく排気タービン２ａに導入させるノズル開度（全開状態）に制御される。また、運転条件によって可変ノズル２ｄは、所望の過給圧が得られるノズル開度に制御される。
【００３７】
本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明するが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュエータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動する方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さらにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度をフィードバック制御するようにしてもかまわない。
【００３８】
エンジンには図２に示したコモンレール式の燃料噴射装置１０を備える。
【００３９】
これは、主として、燃料タンク１１、サプライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒ごとに設けられる燃料噴射ノズル１７からなり、高圧のサプライポンプ１４に生成した高圧燃料をコモンレール１６に蓄え、燃料噴射ノズル１７内の三方弁２５によってノズルニードルの開閉を行うことで、噴射の開始と終了を自由に制御することができる。コモンレール１６内の燃料圧力は、圧力センサ３２とサプライポンプ１４の吐出量制御機構により、常にエンジンの求める最適値に制御される。
【００４０】
これら燃料噴射量、燃料噴射時期、コモンレール圧力（燃料噴射圧力）などの制御は、マイクロプロセッサで構成されるコントロールユニット４１により行われる。このため、コントロールユニット４１には、アクセル開度センサ３３、エンジン回転数とクランク角度を検出するセンサ３４、気筒判別のためのセンサ３５、水温センサ３６からの信号が入力し、これらに基づいて、コントロールユニット４１は、エンジン回転数とアクセル開度に応じて目標燃料噴射量Ｑｆと、目標噴射時期を演算し、この目標燃料噴射量Ｑｆに対応してノズル内の三方弁２５のオン時間を制御し、また、目標噴射時期に対応して三方弁２５のＯＮ時期を制御する。また、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力が、目標圧力と一致するようにサプライポンプ１４の吐出量制御機構を介してコモンレール１６の燃料圧力をフィードバック制御する。
【００４１】
目標噴射時期は低温予混合燃焼を実現するために、通常の噴射時期よりも遅角される。後述するように、クランク角で圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料噴射が開始されるように設定される。これにより、噴射された燃料の着火遅れ期間が長くなり、この間に燃料の気化が促進され、十分に空気と混合した状態で着火することが可能となる。これにより、排気還流による低酸素濃度のもとで、低温予混合燃焼が行われ、パティキュレートを増大させることなく、ＮＯｘの低減を可能とする。
【００４２】
１はＮＯｘ還元触媒（たとえば銅系ゼオライト触媒）である。
【００４３】
さて、過給圧制御という観点からみると、ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしている。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、お互いに制御上の外乱となっている。
【００４４】
そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサにより選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づいて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技術が開示されているが、この技術では特に過渡時の制御応答性が悪くなる。
【００４５】
ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍ、排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａｅｇｒ、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔの５変数を知ることができれば、排気量ＱｅｘｈとＥＧＲ量Ｑｅｇｒを計算できる。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ車載用センサとしては高価である。また、前記のような使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するためには、排気圧を推定する手段が必要である。
【００４６】
このためコントロールユニット４１では、吸入空気量Ｑａｓ０と、燃料噴射量Ｑｆと、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔと、排気温度Ｔｅｘｈの４つの要素を用いて、排気圧Ｐｅｘｈをダイレクトにかつ簡単な演算式で演算（推定）する。
【００４７】
また、この推定した排気圧Ｐｅｘｈを用いてＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転数と負荷に応じて目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算し（図３８参照）、この目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐｅｘｈと吸気圧Ｐｍの差とこの要求ＥＧＲ量ＴｑｅとからＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを演算し（図４２参照）、この要求開口面積ＴａｖとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。
【００４８】
コントロールユニット４１で行われるこの制御を次に詳述する。
【００４９】
なお、以下に詳述する過給圧制御とＥＧＲ制御とは本出願とほぼ同時期の別の出願によりすでに提案している。
【００５０】
まず、過給圧制御から説明すると、図４は可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０ｍｓｅｃ毎に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、基本的に公知のものである。
【００５１】
ステップ１では回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、コンプレッサ入口圧Ｐａ、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔを読み込む。
【００５２】
ここで、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔはＥＧＲ制御で後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐｍと同じものであり、この吸気圧Ｐｍはコレクタ５２ａに設けた吸気圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入口圧Ｐａはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射量Ｑｆの演算は後述する。
【００５３】
ステップ２では回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆから図５を内容とするマップを検索することにより基本過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図６を内容とするテーブルを検索することにより過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧Ｐｍ＿ｓｏｌとして演算する。
【００５４】
ステップ５では実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔがこの目標過給圧Ｐｍ＿ｓｏｌと一致するようにＰＩ制御によりノズル開度のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔを演算する。
【００５５】
ステップ６では回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆより図７を内容とするマップを検索することにより可変ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコンプレッサ入口圧Ｐａより図８を内容とするテーブルを検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ８において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌとして演算する。
【００５６】
ステップ９では、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔと回転数ＮｅからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰＩ補正量ＳＴＥＰ ｉｓｔとをステップ１０において目標開度ＳＴＥＰ ｓｏｌに加算した値をＶＮＴｓｔｅｐ１として演算する。
【００５７】
ステップ１１ではエンジン回転数Ｎｅと実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔから所定のマップ（図示しない）を検索してリミッタ上下限値を求め、ＶＮＴｓｔｅｐ１がこのリミッタ内にあればＶＮＴｓｔｅｐ１の値を、そうでない場合はリミッタ上下限値を指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとして演算する。
【００５８】
このようにして得られる可変ノズルの指令開度ＶＮＴｓｔｅｐは、図示しない所定のテーブルを検索することにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータとしてのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換され、このステップ数により指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとなるように、ステップモータ２ｃが駆動される。
【００５９】
次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよびそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３４、図３６〜図４３に示す。
【００６０】
ここで、コントロールユニット４１で行われる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモデルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温センサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧センサ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニット４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間でパラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものである。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認している。
【００６１】
さらに詳述すると、▲１▼エアフローメータ５５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、▲２▼モデル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲｅｆ信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４２参照）、▲３▼最終のアクチュエータへの出力を一定時間毎に実行する。なお、以下ではＲｅｆ信号の入力毎のジョブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載しているところもある（図１１参照）。
【００６２】
また、上記の▲２▼における各パラメータの演算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、Ｒｅｆ信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了する。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回値（つまり１Ｒｅｆ信号前に演算した値）であることを意味している。
【００６３】
以下、図１０に示した順番で各パラメータの演算を説明する。
【００６４】
なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに開示している。
【００６５】
図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込む。なお、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎの各演算についてはそれぞれ図１２、図２２、図２１により後述する。
【００６６】
ステップ２ではこれらＱａｃ、Ｑｆ、Ｔｎを用いてＱｅｘｈ＝Ｑａｃ・Ｚ−（ＣＹＬＮ＃−１）、Ｑｆ０＝Ｑｆ・Ｚ−（ＣＹＬＮ＃−２）、Ｔｎ０＝Ｔｎ・Ｚ−（ＣＹＬＮ＃−１）の式によりサイクル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行うものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフローメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分だけディレイ処理を行う。
【００６７】
図１２はシリンダ吸入新気量Ｑａｃを演算するフローである。
【００６８】
ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭＦ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステップ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値に対して加重平均処理を行う。
【００６９】
ステップ４ではエンジン回転数Ｎｅを読み込み、ステップ５においてこの回転数Ｎｅと前記した吸気量の加重平均値Ｑａｓ０とから、シリンダ吸入空気量（１吸気行程当たり）Ｑａｃ０を、
【００７０】
【数１】
Ｑａｃ０＝（Ｑａｓ０／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。
【００７１】
ステップ６ではこのＱａｃ０のｎ回演算分のディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑａｃ０・Ｚ−ｎをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気行程当たり）Ｑａｃｎとして算出する。これはエアフローメータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００７２】
ステップ７では容積比Ｋｖｏｌと体積効率相当値の前回値Ｋｉｎｎ−１を用い、上記のコレクタ５２ａ入口のシリンダ新気量Ｑａｃｎから
【００７３】
【数２】
Ｑａｃ＝Ｑａｃｎ−１×（１−Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１）＋Ｑａｃｎ×Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１
ただし、Ｑａｃｎ−１：Ｑａｃの前回値、
Ｋｉｎｎ−１：Ｋｉｎの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸気行程当たり）Ｑａｃを求める。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したものである。
【００７４】
図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを演算するフローである。
【００７５】
この演算内容は上記図１２に示したシリンダ吸入新気量Ｑａｃの演算方法と同様である。ステップ１で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）量Ｑｅの前回値であるＱｅｎ−１を読み込み、ステップ２でエンジン回転数Ｎｅを読み込む。
【００７６】
ステップ４ではＱｅｎ−１とＮｅと定数ＫＣＯＮ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑｅｃｎを
【００７７】
【数３】
Ｑｅｃｎ＝（Ｑｅｎ−１／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレクタ入口５２ａでの値Ｑｅｃｎと容積比Ｋｖｏｌ、体積効率相当値の前回値Ｋｉｎｎ−１を用いて、
【００７８】
【数４】
Ｑｅｃ＝Ｑｅｃｎ−１×（１−Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１）＋Ｑｅｃｎ×Ｋｖｏｌ×Ｋｉｎｎ−１
ただし、Ｑｅｃｎ−１：Ｑｅｃの前回値、
Ｋｉｎｎ−１：Ｋｉｎの前回値、
の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１吸気行程当たり）Ｑｅｃを計算する。これはコレクタ５２ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮したものである。
【００７９】
なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑｅに対して、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行っていたが、本実施形態ではＱｅに対する加重平均処理を行っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響をならすためとはいえ、Ｑｅの加重平均処理値を用いたのでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを演算することになる。そこで、本実施形態では、脈動を持ったＱｅのままでＱｅｃを演算することで、できるだけＱｅｃの演算精度を高めるようにしている。
【００８０】
図１４は体積効率相当値Ｋｉｎを演算するフローである。
【００８１】
ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑａｃ、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ、吸気圧Ｐｍ、吸入ガス温度の前回値であるＴｎｎ−１を読み込み、このうちＰｍとＴｎｎ−１からステップ２で図１５を内容とするマップを検索することによりガス密度ＲＯＵｑｃｙｌを求め、このガス密度ＲＯＵｑｃｙｌとシリンダガス重量Ｑｃｙｌ（＝Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）を用いてステップ３において
【００８２】
【数５】
Ｋｉｎ＝Ｑｃｙｌ／（Ｖｃ／ＲＯＵｑｃｙｌ）
ただし、Ｖｃ：１シリンダ容積、
の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋｉｎを演算する。
【００８３】
ここで、体積効率相当値Ｋｉｎの演算方法は先願装置と異なっている（先願装置より簡単になっている）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を定義式より算出できるためである。これにより、本実施形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なくすることができている。
【００８４】
図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検出）のフローである。
【００８５】
ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧Ｐｍ＿ｖを読み込み、この出力電圧Ｐｍ＿ｖよりステップ２において図１７を内容とするテーブルを検索することにより圧力Ｐｍ＿０に変換し、この圧力値に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐｍ１を吸気圧Ｐｍとして演算する。
【００８６】
吸気圧センサが設けられていなかった先願装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設けられているため、吸気圧Ｐｍの演算が簡単になっている。
【００８７】
ここで、吸気圧センサを新たに追加した理由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボチャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたものである（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形態では吸気圧は未知数でない）。
【００８８】
図１８は吸入新気温度Ｔａを演算するフローである。
【００８９】
ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電圧Ｔａ＿ｖを読み込み、この出力電圧Ｔａ＿ｖよりステップ２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを検索することにより温度Ｔａ０に変換する。
【００９０】
ステップ３では吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されているかをみる。
【００９１】
図１のように、吸気温度センサ７１がインタークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、吸気圧の前回値であるＰｍｎ−１に基づいて圧力補正係数Ｋｔｍｐｉを、Ｋｔｍｐｉ＝Ｐｍｎ−１×ＰＡ＃の式より計算する。ただし、ＰＡ＃は定数である。
【００９２】
そして、ステップ５ではこの圧力補正係数Ｋｔｍｐｉに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度Ｔａを、
【００９３】
【数６】
Ｔａ＝Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃
ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、
の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の法則による温度変化予測演算である。
【００９４】
吸気温度を車速や吸気量等により補正してもよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量（Ｑａｓ０）から各テーブルを検索することにより、吸気温度の車速補正値Ｋｖｓｐ、吸気温度の吸気量補正値Ｋｑａを求め、上記の数７式に代えて、
【００９５】
【数７】
Ｔａ＝Ｋｖｓｐ×Ｋｑａ×Ｔａ０×Ｋｔｍｐｉ＋ＴＯＦＦ＃
の式により吸入新気温度Ｔａを求めればよい。
【００９６】
一方、インタークーラ３の下流側に吸気温度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔａ０の値をそのまま吸入新気温度Ｔａとした後、処理を終了する。
【００９７】
図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔｎを演算するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑａｃと吸入新気温度Ｔａとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと排気温度の前回値であるＴｅｘｈｎ−１を読み込み、このうちステップ２において排気温度の前回値Ｔｅｘｈｎ−１にＥＧＲ通路５４での排気温度低下係数Ｋｔｌｏｓを乗じてシリンダ吸入ＥＧＲガス温度Ｔｅを算出し、ステップ３では
【００９８】
【数８】
Ｔｎ＝（Ｑａｃ×Ｔａ＋Ｑｅｃ×Ｔｅ）／（Ｑａｃ＋Ｑｅｃ）
の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガスの平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔｎとする。
【００９９】
図２２は燃料噴射量Ｑｆを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎｅとコントロールレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬを読み込み、ステップ２でこれらＮｅとＣＬから図２３を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍｑｄｒｖを求める。
【０１００】
ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対してエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、この補正後の値Ｑｆ１に対してさらにステップ４で図２４を内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑｆ１ＭＡＸによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑｆとして演算する。
【０１０１】
図２５は排気温度Ｔｅｘｈを演算するフローである。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０を読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値であるＰｅｘｈｎ−１を読み込む。
【０１０２】
ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０から図２６を内容とするテーブルを検索して排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを求める。
【０１０３】
ステップ５では前記した吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔｎ０から排気温度の吸気温度補正係数Ｋｔｅｘｈ１を、Ｋｔｅｘｈ１＝（Ｔｎ０／ＴＡ＃）ＫＮ＃（ただし、ＴＡ＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排気温度の排気圧力補正係数Ｋｔｅｘｈ２を、排気圧の前回値Ｐｅｘｈｎ−１からＫｔｅｘｈ２＝（Ｐｅｘｈｎ−１／ＰＡ＃）（＃Ｋｅ−１）／＃Ｋｅ（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋｅは定数）の式によりそれぞれ計算する。これら２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２はテーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２８参照）。
【０１０４】
次に、ステップ７ではスワール弁の開度位置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎｅから図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気温度のスワール補正係数Ｋｔｅｘｈ３を、ステップ８では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと排気量Ｑｅｘｈとから図３０を内容とするマップを検索することにより排気温度のノズル開度補正係数Ｋｔｅｘｈ４をそれぞれ求める。
【０１０５】
そして、ステップ９では、排気温度基本値Ｔｅｘｈｂに４つの各補正係数Ｋｔｅｘｈ１、Ｋｔｅｘｈ２、Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を乗じて排気温度Ｔｅｘｈを計算する。
【０１０６】
ここで、本実施形態では、先願装置にない２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を新たに導入したので、本実施形態のほうが排気温度Ｔｅｘｈの演算精度が向上する。排気温度Ｔｅｘｈの演算精度を向上させるようにしたのは、次の理由からである。図３４のフローで後述するように、排気温度Ｔｅｘｈは排気圧Ｐｅｘｈの演算に用いられる。したがって、排気温度Ｔｅｘｈの演算精度の向上が排気圧Ｐｅｘｈの演算精度の向上に結びつくので、排気圧Ｐｅｘｈの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補正係数Ｋｔｅｘｈ３、Ｋｔｅｘｈ４を導入したものである。
【０１０７】
なお、図２５の処理は、熱力学の式から導かれる下式を近似したものである。
【０１０８】
【数９】
【０１０９】
このうち総排気重量Ｑｔｏｔａｌと排気温度Ｔｅｘｈからステップ２で
【０１１０】
【数１０】
Ｗｅｘｈ＝Ｑｔｏｔａｌ×Ｔｅｘｈ／Ｔｓｔｄ ［ｍ３／ｓｅｃ］
ただし、Ｔｓｔｄ：標準大気温度、
の式により排気流速相当値Ｗｅｘｈを算出する。
【０１１１】
ステップ３では、この排気流速相当値Ｗｅｘｈの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブルを検索して摩擦損失ξｆｒｉｃを演算する。ステップ４では指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと総ガス重量Ｑｔｏｔａｌから図３３を内容とするマップを検索してノズル損失ξｃｏｎｖを演算する。そして、これら２つの損失ξｆｒｉｃ、ξｃｏｎｖをステップ５において指令開度ＶＮＴｓｔｅｐに乗算して、つまり
【０１１２】
【数１１】
Ａｖｎｔ＝ ＶＮＴｓｔｅｐ×ξｆｒｉｃ×ξｃｏｎｖ
の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔを演算する。
【０１１３】
図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐｅｘｈの演算のフローである。
【０１１４】
ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑａｓ０、燃料噴射量Ｑｆ、有効面積相当値Ａｖｎｔ、排気温度Ｔｅｘｈ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａを読み込み、これらのパラメータを用い、ステップ２において
【０１１５】
【数１２】
Ｐｅｘｈ０＝Ｋｐｅｘｈ×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆｕｅｌ）／Ａｖｎｔ｝２×Ｔｅｘｈ＋Ｐａ
ただし、Ｋｐｅｘｈ：定数、
の式により排気圧Ｐｅｘｈ０を演算し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐｅｘｈとして求める。
【０１１６】
ここで、上記の有効面積相当値Ａｖｎｔと排気圧Ｐｅｘｈ０の各演算方法は、次のようにして得たものである。
【０１１７】
〈１〉流路面積が縮小する場合の流れの基礎式
図４４のように緩やかに断面積が縮小する管内を流れる理想流体を考える。
【０１１８】
流体の圧力、流速、面積、比重をそれぞれＰ、ｗ、Ａ、ρとし、入口を添字１、出口を添字２とし、入口と出口の断面についてベルヌイ（Ｂｅｒｎｏｕｌｌｉ）の定理を適用すると、
ｗ１ ２／２＋Ｐ１／ρ＝ｗ２ ２／２＋Ｐ２／ρ ・・・（１ａ）
また、連続の式より
Ａ１×ｗ１＝Ａ２×ｗ２ ・・・（１ｂ）
したがって、両式からｗ１を消去すると、
ｗ２＝１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２×｛２（Ｐ１−Ｐ２）／ρ｝１／２［ｍ／ｓｅｃ］ ・・・（２）
単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるから、
【０１１９】
（３）式の右辺の１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２を効率ηｎとおくと、次の流れの基礎式を得る。
【０１２０】
Ｑ＝ηｎ×Ａ２×｛２ρ×（Ｐ１−Ｐ２）｝１／２ ・・・（４）
〈２〉ターボチャージャの状態方程式
次に、ターボチャージャ２でのコンプレッサ２ｂと仕事の釣合いの関係を調べる。なお、以下で使用する記号は図４５の通りである。
【０１２１】
コンプレッサ２ｂの実効仕事率Ｌｃは、
Ｌｃ＝Ｑａｓ０×Ｗｃ／ηｃ ［Ｗ］ ・・・（５）
ただし、Ｑａｓ０：吸入新気重量流量［ｋｇ／ｓｅｃ］、
Ｗｃ：コンプレッサ理論仕事［Ｊ／ｋｇ］、
ηｃ：コンプレッサ効率相当値。
【０１２２】
また、タービン２ａの実効仕事率Ｌｔは、
Ｌｔ＝ηｔ×Ｑｔｏｔａｌ×Ｗｔ ［Ｗ］ ・・・（６）
ただし、Ｑｔｏｔａｌ：総排気重量流量［ｋｇ／ｓｅｃ］、
Ｗｔ：タービン理論仕事［Ｊ／ｋｇ］、
ηｔ：タービン効率相当値。
【０１２３】
タービン２ａとコンプレッサ２ｂは軸を介して直結されているので、コンプレッサ２ｂとタービン２ａの実仕事率Ｌｃ、Ｌｔが等しいとおけば（軸受けのフリクションは効率に含まれる）、ターボチャージャ２の状態方程式として次式を得る。
【０１２４】
（７）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ｐｅｘｈ：排気圧、
Ｐａ：大気圧相当値、
ρｅ：排気の密度、
ＶＮＴｓｔｅｐ：指令開度、
ηｎ：効率（損失分）、
の式を得る。
【０１２５】
（８ａ）式を排気圧Ｐｅｘｈについて整理すると、
ρｅ＝ρｓｔｄ×（Ｔａ／Ｔｅｘｈ）×（Ｐｅｘｈ／Ｐａ） ・・・（１０）
ただし、ρｓｔｄ：標準大気の密度（≒１．１６７９ｇ／ｃｍ３）、
Ｔａ：コンプレッサ入口温度、
Ｔｅｘｈ：排気温度、
Ｐｅｘｈ：排気圧、
Ｐａ：大気圧、
であるが、この理論式では排気密度ρｅを求めるのに排気圧Ｐｅｘｈを用いることになって具合が悪いので、
ρｅ≒ρｓｔｄ×（Ｔａ／Ｔｅｘｈ）＝Ｔｓｔｄ／Ｔｅｘｈ ・・・（１１）
ただし、Ｔｓｔｄ：標準大気の温度（≒２９８．１５Ｋ）、
の近似式を用いる。近似できる理由は、排気圧Ｐｅｘｈが高くなれば、排気温度Ｔｅｘｈも高くなるので、排気圧Ｐｅｘｈの変化分を排気温度Ｔｅｘｈに含めて考えることができるからである。
【０１２６】
したがって、（１１）式を（９）式に代入することにより、次の式を得る。
【０１２７】
【０１２８】
ここで、（１２ａ）式右辺のコンプレッサ理論仕事Ｗｃとタービン理論仕事Ｗｔは次式で与えられる。
【０１２９】
【数１３】
ｃ、ηｔ、Ｗｃ、Ｗｔの演算は複雑であり（ＥＣＵの能力が要る）、また、（１４）式ではこれから求めようとする排気圧Ｐｅｘｈを知る必要があるので、さらに考える。
【０１３０】
いま、総排気重量Ｑｔｏｔａｌと吸入新気量Ｑａｓ０および燃料噴射量Ｑｆ（単位はすべて［ｋｇ／ｓｅｃ］とする）の間には次の関係がある。
【０１３１】
Ｑｔｏｔａｌ＝Ｑａｓ０＋Ｑｆ ・・・（１５）
（１５）式の左辺に上記の（４）式を適用して、
Ａｖｎｔ×｛２×ρｅ×（Ｐｅｘｈ−Ｐａ）｝１／２＝Ｑａｓ０＋Ｑｆ ・・・（１６ａ）
Ａｖｎｔ＝ηｎ×ＶＮＴｓｔｅｐ ・・・（１６ｂ）
（１６ａ）式の両辺を２乗して排気圧Ｐｅｘｈについて整理すると、次式が得られる。
【０１３２】
Ｐｅｘｈ＝｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆ）／Ａｖｎｔ｝２×（１／ρｅ）＋Ｐａ ・・・（１７）
ここでも、上記の排気密度ρｅの近似式である（１１）式を（１７）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１３３】
【０１３４】
（１８ａ）式は上記の（１２ａ）式と等価であり、（１８ａ）式による排気圧Ｐｅｘｈの演算式には、コンプレッサ２ｂ、タービン２ａの理論仕事の比（Ｗｃ／Ｗｔ）と各々の効率の積（ηｃ×ηｔ）が含まれており、（１８ａ）式を用いれば、ターボチャージャ２の理論仕事Ｗｃ、Ｗｔと効率ηｃ、ηｔが未知であっても考慮したことになる。ゆえにあとは、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎを求めればよい。
【０１３５】
〈４〉ノズルを流れるガスの効率ηｎ
効率ηｎを含んだ可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａｖｎｔは上記の（８ｂ）式、（１６ｂ）式で与えられるが、さらに効率ηｎは次式で表すことができる。
【０１３６】
ξｆｒｉｃ：摩擦損失。
【０１３７】
（１９）式においてノズル損失ξｃｏｎｖは、ノズル開度毎に決まる損失であり、縮まり管の場合、（３）式からわかるように１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２が効率になる。
【０１３８】
しかしながら、流速の変化が大きい場合、１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２の値をそのままノズル損失ξｃｏｎｖとみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いので、ノズル開度に対する効率のテーブルを持たせることで記述している（図３３参照）。
【０１３９】
また、（１９）式の摩擦損失ξｆｒｉｃは、ノズル内部の流れを層流とみなすとハーゲンポアズイユ（Ｈａｇｅｎ−Ｐｏｉｓｅｕｉｌｌｅ）の式が成り立ち、流速の平方根に摩擦損失ξｆｒｉｃが比例する。そこで、
Ｗｅｘｈ＝Ｑｔｏｔａｌ／ρｅ ・・・（２０）
の式により体積流量相当値Ｗｅｘｈを算出し、これの平方根を排気流速として、これにより摩擦損失ξｆｒｉｃを検索する（図３２参照）。
【０１４０】
ここでも、排気密度ρｅの近似式である（１１）式を（２０）式に代入して、
【０１４１】
次に、図３６はＥＧＲ（流）量Ｑｅを演算するフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓを読み込む。あるいは、ステップモータのように目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。
【０１４２】
ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量Ｌｉｆｔｓから図３７を内容とするテーブルを検索して、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅを求める。
【０１４３】
そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量Ｑｅを、これら吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅｘｈ、ＥＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａｖｅとから、
【０１４４】
【数１４】
Ｑｅ＝Ａｖｅ×｛（Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）×ＫＲ＃｝１／２
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式により計算する。
【０１４５】
図３８は目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算するフローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ガス温度Ｔｎを読み込み、このうちＮｅとＱｆとから図３９を内容とするマップを検索して、目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０を求める。ステップ３ではシリンダ吸入ガス温度Ｔｎから図４０を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを求め、この目標ＥＧＲ率補正値Ｈｅｇｒを目標ＥＧＲ率基本値Ｍｅｇｒ０に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを計算する。
【０１４６】
図４１は要求ＥＧＲ（流）量Ｔｑｅの演算フローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒ、シリンダ吸入新気量Ｑａｃ、燃料噴射量のサイクル処理値Ｑｆ０を読み込み、このうちシリンダ吸入新気量Ｑａｃに目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒをステップ２において乗ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを計算する。
【０１４７】
ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃに対して、Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌを加重平均係数として
【０１４８】
【数１５】
Ｒｑｅｃ＝Ｒｑｅｃｎ−１×（１−Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌ）＋Ｍｑｅｃ×Ｋｉｎ×Ｋｖｏｌ
ただし、Ｒｑｅｃｎ−１：Ｒｑｅｃの前回値、
の式により中間処理値（加重平均値）Ｒｑｅｃを演算し、この中間処理値Ｒｑｅｃと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍｑｅｃを用いてステップ４で
【０１４９】
【数１６】
Ｔｑｅｃ＝Ｍｑｅｃ×ＧＫＱＥＣ＋Ｒｑｅｃｎ−１×（１−ＧＫＱＥＣ）
ただし、Ｒｑｅｃｎ−１：Ｒｑｅｃの前回値、
ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、
の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４ではこの遅れ分の進み処理を行うものである。
【０１５０】
ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃから、
【０１５１】
【数１７】
Ｔｑｅ＝（Ｔｑｅｃ／Ｎｅ）×ＫＣＯＮ＃
ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、
の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当たり）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを計算する。
【０１５２】
図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔを演算するフローである。ステップ１では吸気圧Ｐｍ、排気圧Ｐｅｘｈ、要求ＥＧＲ量Ｔｑｅを読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖを、
【０１５３】
【数１８】
Ｔａｖ＝Ｔｑｅ／｛（Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）×ＫＲ＃｝１／２
ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、
の式（流体力学の法則）で計算する。
【０１５４】
ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開口面積Ｔａｖより図４３を内容とするテーブルを検索して目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍｌｉｆｔを求め、この目標リフト量Ｍｌｉｆｔに対して、ステップ４において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔとして求める。
【０１５５】
このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌｉｆｔｔが図示しないフローによりステップモータ５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。
【０１５６】
これでＥＧＲ制御の説明を終了する。
【０１５７】
このように、本発明の実施形態では、吸気量（の加重平均値）Ｑａｓ０、燃料噴射量Ｑｆ、可変ノズルの有効面積相当値Ａｖｎｔ、排気温度Ｔｅｘｈの４つの要素からダイレクトにかつ簡単な上記の数１２式を用いて排気圧Ｐｅｘｈを演算できることになったので、可変容量ターボチャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れなく排気圧を推定できる。
【０１５８】
また、有効面積相当値Ａｖｎｔを、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎと可変ノズル２ｄを駆動するステップモータ２ｃに与える指令開度ＶＮＴｓｔｅｐとの積で与えるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎを考慮できる。
【０１５９】
また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηｎは摩擦損失ξｆｒｉｃとノズル損失ξｃｏｎｖの積としたので、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。
【０１６０】
また、摩擦損失ξｆｒｉｃを、排気流速相当値Ｗｅｘｈの平方根に比例する値で与えるようにしたので、排気流速が相違しても、摩擦損失ξｆｒｉｃを精度よく与えることができる。
【０１６１】
また、流速の変化が大きい場合、縮まり管に対する損失（上記（３）式の１／｛１−（Ａ２／Ａ１）２｝１／２の値）をそのままノズル損失とみなすと、実際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実施形態ではノズル損失ξｃｏｎｖを、指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと総排気重量Ｑｔｏｔａｌに応じた値としたので、流速の変化が大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させることができる。
【０１６２】
また、指令開度ＶＮＴｓｔｅｐと排気量Ｑｅｘｈに応じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋｔｅｘｈ４を演算し、この補正係数Ｋｔｅｘｈ４で排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを補正するようにしたので、排気温度Ｔｅｘｈの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐｅｘｈの演算精度が向上する。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎｅに応じて排気温度のスワール補正係数Ｋｔｅｘｈ３を演算し、この補正係数Ｋｔｅｘｈ３で排気温度基本値Ｔｅｘｈｂを補正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備える場合にも排気温度Ｔｅｘｈの演算精度が向上し、この向上分だけ排気圧Ｐｅｘｈの演算精度が向上する。
【０１６３】
なお、排気圧（タービン入口圧）の演算式は上記の数１２式に限られるものでない。これを図４６の演算フローで説明すると、このフローは図３４に置き換わるものである。
【０１６４】
図３４では、ノズル２ｄを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れである（図４４参照）と仮定して排気圧を演算したのに対して、図４６は、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れ（図４８参照）と仮定して求めるものである。図４６において具体的には、ステップ１１で
【０１６５】
【数１９】
Ｐｅｘｈｒ＝Ｋｐｅｘｈｎ×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆｕｅｌ）／Ａｖｎｔ｝２×Ｔｅｘｈ
ただし、Ｋｐｅｘｈｎ：定数、
の式によりタービン入口排気圧相当値Ｐｅｘｈｒを演算し、このＰｅｘｈｒと大気圧Ｐａからステップ１２において図４７を内容とするマップを検索することにより排気圧Ｐｅｘｈ０を求める。後は、図３４と同じであり、このＰｅｘｈ０に対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均値を排気圧Ｐｅｘｈとして求める。
【０１６６】
ここで、どのようにして数１９式の排気圧の演算方法を得たかを次に説明する。
【０１６７】
〈５〉先細ノズルの場合の流れの基礎式
タービンノズルを通過する通過する流れを考察すると、外部との熱の出入りや仕事がほとんどないため、流体の持つエネルギは、内部エネルギの減少分が運動エネルギと押し出し仕事に変化すると考えられる。また、エンジンの排気は、低圧・高温なので理想気体とみなせる。したがって、タービンノズルを通過する排気の流れは、「理想気体が断熱変化をして流動する」と考えることができる。
【０１６８】
さて、タービンノズルのような先細ノズルにおいて、図４８に示したように、圧力、比容積、流速、面積、温度、比熱比、気体定数をそれぞれ、Ｐ、ｖ、ｗ、Ａ、Ｔ、κ、Ｒとし、入口を添字１、出口を添字２とすると、
【０１６９】
【数２０】
【０１７０】
【数２１】
数１９式に（３１）式を代入して、
【０１７１】
【数２２】
あるいはＰ１Ｖ１＝ＲＴ１から、
【０１７２】
【数２３】
先細ノズルでは、入口流速ｗ１は出口流速ｗ２に比べてきわめて小さいので省略すると、ノズル出口端の速度ｗ２は次式で与えられる。
【０１７３】
【数２４】
Ｑ＝Ａ２×ｗ２／ｖ２＝ρｅ×Ａ２×ｗ２［ｋｇ／ｓｅｃ］ ・・・（３３）
である。また、ノズル内を流れる流体は理想気体で断熱変化するものとみなしているから、上記の（３１）式より、
【０１７４】
【数２５】
【０１７５】
（３３）式に（３２）式と（３４）式を代入すると、
【０１７６】
【数２６】
【０１７７】
〈６〉先細ノズルの場合の排気圧予測式の検討
図４５を参照する。（１５）式から
Ｑａｓ０＋Ｑｆ＝Ｑｔｏｔａｌ［ｋｇ／ｓｅｃ］ ・・・（３６）
である。この（３６）式の右辺に、面積が縮小するノズルの流れの式である上記の（３５）式を適用して、
【０１７８】
【数２７】
【０１７９】
ここで、タービン入口排気圧相当値Ｐｅｘｈｒを、
【０１８０】
【数２８】
【０１８１】
Ｐｅｘｈｒ＝（１／（２×ρｅ））×（κｅ／（κｅ−１））×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆ）／Ａｖｎｔ｝２［Ｐａ］ ・・・（４０）
ここでも、排気密度ρｅの近似式である（１１）式を（４０）式に代入することにより、次の最終式を得る。
【０１８２】
Ｐｅｘｈｒ＝Ｋｐｅｘｈｎ×｛（Ｑａｓ０＋Ｑｆ）／Ａｖｎｔ｝２×Ｔｅｘｈ［Ｐａ］・・・（４１ａ）
Ｋｐｅｘｈｎ＝（１／（２×ρｅ））×（κｅ／（κｅ−１）） ・・・（４１ｂ）
ただし、Ｋｐｅｘｈｎ：定数。
【０１８３】
さて、上記の数１２式のように、ノズルを通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧を演算するものでは、標準状態（２９８Ｋ、０．１ＭＰａ）において排気圧の高い演算精度が得られるのであるが、実験によると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度が低下することがわかっている。これは、数１２式が比重の変化を考慮してはいるが、まだ正確でないためと思われる。
【０１８４】
これに対して、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであると仮定して求めた第４実施形態によれば、演算式により単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られることになった。
【０１８５】
しかもマッチングしなければならない図４７の特性は、図示のように単純なものであるため、ほとんど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上のみの計算でも排気圧の演算精度は高いのである（実験により確認している）。
【０１８６】
さて、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャをエンジンに備え、前述したモデル規範制御を用いたＥＧＲ制御と上記の過給圧制御とを行うとともに、手動変速機を備える車両を用いて発進加速を行ったとき、この車両においては発進加速直後に燃焼騒音とスモークが一時的に増えること、また加速途中の変速中には燃焼騒音が一時的に増えることを見い出した。そこで、これを解析するため、エンジン回転数を一定に保ったまま、燃料噴射量をステップ的に増大し、一定期間のあとにステップ的に燃料噴射量を減少させる実験を行った。このときの実験結果をモデル的に示したのが図４９である。同図において、燃料噴射量Ｑｆがステップ的に増加するｔ１のタイミングが発進加速時に、燃料噴射量Ｑｆがステップ的に減少するｔ２のタイミングが加速途中の変速中に対応する。
【０１８７】
なお、ｔ２のタイミングが加速途中の変速中に対応するのは次の理由からである。手動変速機を備える車両でたとえばギア位置を１速にした状態でアクセルペダルを踏み込んで加速（発進加速）を行い、そのあとギア位置を２速に入れ換えるにはそれまで踏み込んでいたアクセルペダルから足を離してクラッチペダルに移し、クラッチペダルを踏み込んでクラッチを切らなけれならない。このクラッチ切断の過程でアクセルペダル開度が減少し、このアクセルペダル開度の減少に対応して燃料供給量が減少するわけである。ただし、本発明は手動変速機を備える車両に限定されるものでなく、自動変速機を備える車両においてもｔ２のタイミングが加速途中の変速中に対応する。自動変速機を備える車両では、変速時に変速ショックを和らげるため、燃料噴射量を減量する指令が出るからである。
【０１８８】
以下、（１）発進加速直後と（２）加速途中の変速中に分けて解析する。
（１）発進加速直後：
負荷増大によって排気圧Ｐｅｘｈが応答よく上昇するのに対してターボチャージャ２の作動遅れによって吸気圧Ｐｍのほうは遅れて上昇するため、吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅｘｈの差圧ΔＰ（＝Ｐｅｘｈ−Ｐｍ）が第５段目のように増大し、これによって実ＥＧＲ流量（数１３式により演算されるＱｅ）が、第３段目一点鎖線のように一時的に増加し、その後に増加後の燃料噴射量Ｑｆに対応するＥＧＲ流量へと一次遅れで収束する。このターボチャージャ２の作動遅れに伴う一時的なＥＧＲ流量の増加で低温予混合燃焼を維持できなくなる。燃焼状態が拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼に移行し、燃焼騒音（１ｋＨｚバンドのＣＰＬ）とスモーク（ＩＳＦ）が増大するのである。
（２）加速途中の変速中：
負荷減少によって排気圧Ｐｅｘｈが応答よく減少するのに対してターボチャージャ２の作動遅れで吸気圧Ｐｍが遅れて減少するため、差圧ΔＰが第５段目のように減少し、これによって実ＥＧＲ流量が一時的に減少し、そのあとは減少後の燃料噴射量Ｑｆに対応するＥＧＲ流量へと一次遅れで収束する。このターボチャージャ２の作動遅れに伴う一時的なＥＧＲ流量の減少によっても燃焼状態が低温予混合燃焼から拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼に移行してしまい、燃焼騒音が増大するのである。
【０１８９】
そこでコントロールユニット４１では、上記（１）の場合、つまり実過給圧（＝吸気圧）が目標過給圧より小さくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に、コモンレール圧力（燃料噴射圧力）を増大補正し、かつ噴射時期を遅角補正する。コモンレール圧力を増大させることで、燃料噴霧の微粒化を促進させてスモークを低減し、かつ噴射時期を遅角して着火遅れ期間を増大させることで、燃料と空気の混合を促進させた後に燃焼させ、これによって低温予混合燃焼を維持させ、燃焼騒音とスモークをともに抑制するのである。
【０１９０】
また、（２）の場合、つまり実過給圧が目標過給圧より大きくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に、コモンレール圧力を減少補正し、かつ噴射時期を遅角補正する。コモンレール圧力を減少させることで、燃料噴霧の微粒化を鈍化させて燃焼を緩慢にする（酸素量が十分なのでスモークは悪化しない）とともに、燃料噴射時期を遅角して着火遅れ期間を増大させることで、燃料と空気の混合を促進させた後に燃焼させることにより、この場合も低温予混合燃焼を維持させ、これによって燃焼騒音を抑制するのである。
【０１９１】
これをまとめたのが図５０の表図で、同図において右上欄が上記（１）の場合に、左下欄が上記（２）の場合に対応する。
【０１９２】
この場合、実過給圧と目標過給圧の比較結果および実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較結果の組み合わせによれば、次の（３）、（４）の場合が考えられるので、この（３）、（４）の場合に対しては、次のようにコモンレール圧力および噴射時期を制御する。
（３）実過給圧が目標過給圧より大きくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合：
上記（２）の場合よりコモンレール圧力の減少補正量および噴射時期の遅角補正量を小さくする（図５０の右下欄に対応）。
（４）実過給圧が目標過給圧より小さくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合：
上記（１）の場合よりコモンレール圧力の増大補正量および噴射時期の遅角補正量を小さくする（図５０の左上欄に対応）。
【０１９３】
ここで、（３）や（４）の場合は、実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合に対処するためのものである。たとえば、加速途中の変速中のＥＧＲ流量の変化を図５１にモデル的に示すと、実ＥＧＲ流量の通常の応答の場合には、上記（２）の場合のコモンレール圧力および噴射時期の制御で対処した。しかしながら、実ＥＧＲ流量が目標値を超えてオーバーシュートする応答（図ではゲイン過多の応答）の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を上回るｔ３からｔ４までの区間においても（２）の場合の制御を行ったのでは、コモンレール圧力の減少補正量および燃料噴射時期の遅角補正量が大き過ぎることになるので、各補正量を小さくするため、（３）の場合の制御を行うのである。
【０１９４】
コントロールユニット４１で行われる上記の制御を次に詳述する。
【０１９５】
図５２はコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌの演算フローで、１０ｍｓｅｃ毎に実行する。
【０１９６】
ステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃ（図１３により演算）、目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃ（図４１ステップ４で演算）、実過給圧Ｐｍ、目標過給圧ＴＰｍを読み込む。
【０１９７】
ここでは、実ＥＧＲ流量としてシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃを、その目標値として目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃを用いたが、実ＥＧＲ流量Ｑｅ（図３６により演算）とこれに対応する目標値としての要求ＥＧＲ流量Ｔｑｅ（図４１参照）を用いてもかまわない。なお、実過給圧Ｐｍ＿ｉｓｔ（センサ７２により検出）は吸気圧Ｐｍに等しいので、符号としてはＰｍを用いている。また、目標過給圧Ｐｍ＿ｓｏｌは図４のステップ４で演算されているが、Ｐｍという符号に対応してＴＰｍという符号を用いる。
【０１９８】
ステップ２ではシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃとの差ｄＱｅｃ、実過給圧Ｐｍと目標過給圧ＴＰｍとの差ｄＰｍを演算し、これらの差ｄＱｅｃ、ｄＰｍからステップ３で図５３を内容とする２つのテーブルのいずれかを検索することにより、コモンレール圧力補正量の基本値ＫＱＢ Ｐを演算する。
【０１９９】
また、エンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ４で図５４を内容とするマップを検索することにより補正ゲインとしての運転条件反映係数ＫＱＣ Ｐを演算し、この係数ＫＱＣ Ｐと上記の基本値ＫＱＢ Ｐとを用いステップ５において、
【０２００】
【数１８】
Ｋ Ｐｒａｉｌ＝ＫＱＢ Ｐ×ＫＱＣ Ｐ
の式によりコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを演算する。
【０２０１】
ここで、基本値ＫＱＢ Ｐは図５０で前述したコモンレール圧力補正量を与えるものである。すなわちＫＱＢ Ｐの値は、ＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（１）の場合）に、ｄＱｅｃに比例して大きくなり（図５３右図参照）、ＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（２）の場合）に、ｄＱｅｃに比例して負で大きくなる値である（図５３左図参照）。また、ＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（３）の場合）に上記（２）の場合より直線の傾きを緩やかに（図５３右図参照）、同様にしてＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（４）の場合）に上記（１）の場合より直線の傾きを緩やかにしている（図５３左図参照）。
【０２０２】
図５４においては、Ａが低温予混合燃焼域、Ｃが拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼域、Ｂが両者の中間の領域で、燃焼騒音は特にＢの領域においいて顕著であることから、Ｂの領域でＫＱＣ Ｐを最大の１．０としている。
【０２０３】
Ａの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．８としているのは、この領域ではＥＧＲ流量、過給圧とも応答が遅いため、補正ゲインが大きいとハンチングの可能性があるので、このハンチング防止のため補正ゲインを小さくしているものである。
【０２０４】
またＣの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．６としているのは、次の理由からである。この領域はＥＧＲを中止しかつ高過給圧の領域であるため、原則的には補正する必要のない領域である。しかしながら、ＫＱＣ Ｐの値は、最終的には適合によって定めることになるので、Ｃでの値が必要な場合も生じる。そこで、Ｃの領域でも値を入れることができるようにしている（０．６は仮の値）。
【０２０５】
図５５は噴射時期補正量Ｋ ＩＴの演算フローである。
【０２０６】
ステップ１、２は図５２のステップ１、２と同じである（シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑｅｃと目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔｑｅｃとの差ｄＱｅｃ、実過給圧Ｐｍと目標過給圧ＴＰｍとの差ｄＰｍを演算する）。
【０２０７】
ステップ３ではこれらの差ｄＱｅｃ、ｄＰｍから図５６を内容とする２つのテーブルのいずれかを検索することにより、噴射時期補正量の基本値ＫＱＢ ＩＴを、またエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ４で図５７を内容とするマップを検索することにより、補正ゲインとしての運転条件反映係数ＫＱＣ ＩＴを演算し、これら運転条件反映係数ＫＱＣ ＩＴ、基本値ＫＱＢ ＩＴを用いステップ５において
【０２０８】
【数１９】
Ｋ ＩＴ＝ＫＱＢ ＩＴ×ＫＱＣ ＩＴ
の式により噴射時期補正量Ｋ＿ＩＴを演算する。
【０２０９】
ここで、基本値ＫＱＢ ＩＴは図５０で前述した料噴射時期の遅角補正量を与えるものである。すなわち、基本値ＫＱＢ ＩＴはＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（１）の場合）に、ｄＱｅｃに比例してＫＱＢ ＩＴの値が負で大きくなり（図５６右図参照）、ＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（２）の場合）に、ｄＱｅｃに比例してＫＱＢ ＩＴの値が負で大きくなる（図５６左図参照）値である。また、ＴＰｍ＞ＰｍかつＱｅｃ＜Ｔｑｅｃの場合（上記（３）の場合）に上記（２）の場合より直線の傾きを緩やかに（図５６右図参照）、同様にしてＴＰｍ＜ＰｍかつＱｅｃ＞Ｔｑｅｃの場合（上記（４）の場合）に上記（１）の場合より直線の傾きを緩やかにしている（図５６左図参照）。
【０２１０】
なお、基本値ＫＱＢ ＩＴを負の値で与えるのは、図６５のステップ７で後述するように補正量Ｋ ＩＴを目標噴射時期ＴＩＴ０に加算した値を目標噴射時期ＴＩＴ１として求めており、この場合の目標噴射時期は所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）であるため、遅角補正するには補正量Ｋ ＩＴを負の値で与える必要があるからである。
【０２１１】
図５７においてＡの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．８とし、またＣの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．６としているのは図５４と同様の理由によるものである。
【０２１２】
図５８は目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌの演算フローである。
【０２１３】
ここで、ステップ７において上記のコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを用いてコモンレール圧力を補正している点が従来と異なる点で、残りは従来と同様である。
【０２１４】
詳細にはステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ（図１８により演算）、実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌ（センサ３２により検出）に加えてコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを読み込み、このうちエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ２において図５９を内容とするマップを検索することにより目標コモンレール圧力の基本値ＴＰｒａｉｌＢを、また冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａからステップ３、４、５で図６０、図６１、図６２を内容とするテーブルを検索することにより、目標コモンレール圧力の水温補正係数ＫＰＴｗ、吸気温度補正係数ＫＰＴａ、大気圧補正係数ＫＰＰａを求め、ステップ６において
【０２１５】
【数２０】
ＴＰｒａｉｌ０＝ＴＰｒａｉｌＢ×ＫＰＴｗ×ＫＰＴａ×ＫＰＰａ
の式により目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ０を計算する。
【０２１６】
ここで、図６０に示したように低水温時に補正係数ＫＰＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃料噴霧の状態が悪くなるので、これを防止するためである。図６１のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＰＴａを１．０より大きな値としているのは、吸入新気温度Ｔａが低い場合に燃料噴霧が気化しにくくなるので、噴霧粒径を小さくするためである。図６２のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＰＰａを１．０より大きな値としているのは、大気圧Ｐａが低いと実圧縮比が低くなり着火しにくくなるので、噴霧粒径を小さくして着火しやすくするためである。
【０２１７】
ステップ７ではコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐｒａｉｌを用いて
【０２１８】
【数２１】
ＴＰｒａｉｌ１＝ＴＰｒａｉｌ０×Ｋ Ｐｒａｉｌ
の式により上記の目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ０を補正し、補正後の目標コモンレール圧力を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１とおく。
【０２１９】
ステップ８では実コモンレール圧力Ｐｒａｉｌがこの目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１と一致するようにＰＩ制御によりＰＩ補正量を演算し、ステップ９においてこのＰＩ補正量を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ１に加算し、加算後の目標コモンレール圧力を目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌ２とおく。
【０２２０】
ステップ１０ではエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図６３、図６４のマップを検索して最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸ、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを求め、ＴＰｒａｉｌ２がこの最大値と最小値の間にあればＴＰｒａｉｌ２の値を、またＴＰｒａｉｌ２が最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを超える場合は最大コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＡＸを、ＴＰｒａｉｌ２が最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを下回る場合は、最小コモンレール圧力ＰｒａｉｌＭＩＮを目標コモンレール圧ＴＰｒａｉｌとして演算する。
【０２２１】
図６５は目標噴射時期ＴＩＴの演算フローである。ここで、ステップ７において噴射時期補正量Ｋ ＩＴを用いて目標噴射時期を補正している点が従来と異なる点で、残りは従来と同様である。
【０２２２】
詳細にはステップ１でエンジン回転数Ｎｅ、燃料噴射量Ｑｆ、大気圧Ｐａ、冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、噴射時期補正量Ｋ ＩＴを読み込み、このうちエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆからステップ２において図６６を内容とするマップを検索することにより目標噴射時期の基本値ＴＩＴＢを、また冷却水温Ｔｗ、吸入新気温度Ｔａ、大気圧Ｐａからステップ３、４、５で図６７、図６８、図６９を内容とするテーブルを検索することにより、目標噴射時期の水温補正係数ＫＩＴＴｗ、吸気温度補正係数ＫＩＴＴａ、大気圧補正係数ＫＩＴＰａを求め、ステップ６において
【０２２３】
【数２２】
ＴＩＴ０＝ＴＩＴＢ×ＫＩＴＴｗ×ＫＩＴＴａ×ＫＩＴＰａ
の式により目標噴射時期ＴＩＴ０を計算する。
【０２２４】
ここで、基本値ＴＩＴＢは、クランク角で圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料噴射が開始されるように設定される。
【０２２５】
また、基本値ＴＩＴＢは、所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角量）である。したがって、補正係数ＫＩＴＴｗ、ＫＩＴＴａ、ＫＩＴＰａが１．０より大きな値のとき噴射時期が進角される。図６７に示したように低水温時に補正係数ＫＩＴＴｗの値を１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温度が低くて燃焼が遅れがちになるので、燃焼の中心を進角側にもってくるためである。図６８のように吸入新気温度Ｔａが低い場合に補正係数ＫＩＴＴａを１．０より大きな値とし、図６９のように大気圧Ｐａが低い場合に補正係数ＫＩＴＰａを１．０より大きな値としているのも、同様の理由からである。
【０２２６】
ステップ７では噴射時期補正量Ｋ ＩＴを用いて
【０２２７】
【数２３】
ＴＩＴ１＝ＴＩＴ０＋Ｋ ＩＴ
の式により目標噴射時期ＴＩＴ０を補正し、補正後の値を目標噴射時期ＴＩＴ１とする。噴射時期補正量Ｋ ＩＴは負の値であるため、数２３式により目標噴射時期が遅角補正される。
【０２２８】
ステップ８ではエンジン回転数Ｎｅと燃料噴射量Ｑｆとから図７０、図７１のマップを検索して最大噴射時期ＩＴＭＡＸ、最小噴射時期ＩＴＭＩＮを求め、目標噴射時期ＴＩＴ１が最大値と最小値の間にあればＴＩＴ１の値を、また目標噴射時期ＴＩＴ１が最大噴射時期ＩＴＭＡＸを超える場合は最大噴射時期ＩＴＭＡＸを、目標噴射時期ＴＩＴ１が最小噴射時期ＩＴＭＩＮを下回る場合は最小噴射時期ＩＴＭＩＮを目標燃料噴射時期ＴＩＴとして演算する。
【０２２９】
ここで、本実施形態の作用を図４９を参照しながら説明する。
【０２３０】
本実施形態によれば。ｔ１のタイミングより、実過給圧Ｐｍが目標過給圧ＴＰｍより小さくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくなると、目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌが増大補正されることで（図４９第６段目破線参照）、燃料噴霧の微粒化が促進されてスモークが低減し、かつ図４９第７段目破線のように目標噴射時期ＴＩＴが遅角補正され、着火遅れ期間が増大されることで、燃料と空気の混合が促進された後に燃焼する。つまり、低温予混合燃焼が実現されるように目標コモンレール圧力および目標噴射時期の補正を行って、発進加速時においても低温予混合燃焼を維持させ、これによって燃焼騒音とスモークをともに抑制できるのである（図４９下から１段目と２段目の一点鎖線参照）。
【０２３１】
また、本実施形態によれば、ｔ２のタイミングより実過給圧Ｐｍが目標過給圧ＴＰｍより大きくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さくなると、目標コモンレール圧力ＴＰｒａｉｌが減少補正されることで（図４９第６段目破線参照）、燃料噴霧の微粒化が鈍化し燃焼が緩慢になり（酸素量が十分なのでスモークは悪化しない）、かつ図４９第７段目破線のように目標噴射時期ＴＩＴが遅角補正され、着火遅れ期間が増大されることで、燃料と空気の混合が促進された後に燃焼する。この場合においても、低温予混合燃焼が実現されるように目標コモンレール圧力および目標噴射時期の補正を行って、発進加速途中の変速中においても低温予混合燃焼を維持させ、これによって燃焼騒音を抑制できる（図４９下から２段目の一点鎖線参照）。
【０２３２】
また、図示しないがｔ１のタイミング直後の一時的増加のあとに実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を下回る区間においても上記（１）の場合の制御を行ったのでは、目標コモンレール圧力の増大補正量および目標噴射時期の遅角補正量が大き過ぎることになり、あるいはｔ２のタイミング直後の一時的減少のあと実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合（図５１参照）に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を上回る区間においても上記（２）の場合の制御を行ったのでは、目標コモンレール圧力の減少補正量および目標噴射時期の遅角補正量が大き過ぎることになるのであるが、この場合に本実施形態によれば上記（１）や（２）の場合より各補正量を小さくするので、各補正量が大き過ぎることがなく、これによって発進加速時や発進加速途中の変速中に一時的増加や一時的減少のあと実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合においても適切な値の補正量を与えることができる。
【０２３３】
これに対して、コモンレール式燃料噴射装置とＥＧＲ装置とを備え、広域空燃比センサにより検出される排気中の酸素濃度から実ＥＧＲ率を求め、この実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より高くなる加速時にコモンレール圧力を増大補正してスモークを低減し、この逆に実ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より低いときにはコモンレール圧力を減少補正してＮＯｘ発生量を低減するようにした従来装置があり、この従来装置によれば、広域空燃比センサに検出遅れが生じるため、目標ＥＧＲ率と実ＥＧＲ率が最もずれる加速初期や変速初期に燃料噴射圧力の補正が遅れ、これによってスモークがかえって悪化したり、ディーゼルノック音が出たりしてしまうことがある。
【０２３４】
この場合に、実ＥＧＲ率と目標ＥＧＲ率の比較は、実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較でもよいので、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算することにより、過渡運転時においても応答性のよい実ＥＧＲ流量を得るようにした装置（特開平１０−３１８０４７号公報参照）と上記の従来装置とを組み合わせれば、実ＥＧＲ流量の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の補正量を与えることができる。
【０２３５】
しかしながら、大量ＥＧＲによって空気過剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャを備える場合には、加速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に影響するので、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するため、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させることにより吸気流量を小さくして、空気過剰率を改善することも考えられるが、この方法だとかえって加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまう。
【０２３６】
これに対して本実施形態では、大量ＥＧＲが可能なＥＧＲ装置と、タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを対象として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転時においても応答よく演算しつつ、このようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくかつ実過給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧力を増大補正し、また、このようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さくかつ実過給圧が目標過給圧より大きい場合に目標噴射圧力を減少補正するようにしたので、実用運転域（低速時や低負荷時）でのエンジンの排気組成と運転性の双方を改善しつつ、加速時や加速途中の変速中に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この応答遅れにさらにターボラグが影響する場合においても、実ＥＧＲ流量の応答遅れの位相に合わせた燃料噴射圧力の補正が可能となり、噴射圧力の補正精度を高めることができる。
【０２３７】
実施形態では、目標コモンレール圧力と目標噴射時期の両方を補正する場合で説明したが、目標コモンレール圧力だけを補正するようにしてもかまわない。
【０２３８】
実施形態では、コモンレール式燃料噴射装置（燃料噴射圧力制御装置）、ＥＧＲ装置および可変容量ターボチャージャを備え、所定の運転域（たとえば低中負荷域）において低温予混合燃焼を行わせるエンジンで説明したが、これに限られるものでなく、全運転域で拡散燃焼を主体とした通常のディーゼル燃焼を行うエンジンに対しても適用できる。
【０２３９】
実施形態ではコンプレッサ入口圧Ｐａを検出するセンサ７３を設けた場合で説明したが、上記ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを搭載する車両が標準大気（やこれに近い大気）のもとで運転される限りにおいては、コンプレッサ入口圧センサは不要である。このときは、標準大気に対するＰａの値を設定してやれば済むからである。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。
【図３】ＥＧＲ制御システム図。
【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図５】基本過給圧の特性図。
【図６】大気圧補正値の特性図。
【図７】基本開度の特性図。
【図８】大気圧補正値の特性図。
【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。
【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順を示すフローチャート。
【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャート。
【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図１５】空気密度の特性図。
【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。
【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。
【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。
【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチャート。
【図２３】基本燃料噴射量の特性図。
【図２４】最大噴射量の特性図。
【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャート。
【図２６】排気温度基本値の特性図。
【図２７】吸気温度補正係数の特性図。
【図２８】排気圧補正係数の特性図。
【図２９】スワール補正係数の特性図。
【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。
【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するためのフローチャート。
【図３２】摩擦損失の特性図。
【図３３】ノズル損失の特性図。
【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性図。
【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチャート。
【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。
【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフローチャート。
【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。
【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。
【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するためのフローチャート。
【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。
【図４４】流路面積が縮小する流れのモデル図。
【図４５】吸排気系の力学的釣合いの検討に使用したモデル図。
【図４６】他の排気圧の演算を説明するためのフローチャート。
【図４７】排気圧Ｐｅｘｈ０の特性図。
【図４８】先細ノズルのモデル図。
【図４９】本実施形態の作用を説明するための波形図。
【図５０】本実施形態の制御内容を示す表図。
【図５１】加速途中の変速中の実ＥＧＲ流量の変化を示すモデル図。
【図５２】コモンレール圧力補正量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５３】コモンレール圧力補正量の基本値の特性図。
【図５４】運転条件反映係数の特性図。
【図５５】噴射時期補正量の演算を説明するためのフローチャート。
【図５６】噴射時期補正量の基本値の特性図。
【図５７】運転条件反映係数の特性図。
【図５８】目標コモンレール圧力の演算を説明するためのフローチャート。
【図５９】目標コモンレール圧力基本値の特性図。
【図６０】水温補正係数の特性図。
【図６１】吸気温度補正係数の特性図。
【図６２】大気圧補正係数の特性図。
【図６３】最大コモンレール圧力の特性図。
【図６４】最小コモンレール圧力の特性図。
【図６５】目標噴射時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図６６】目標噴射時期基本値の特性図。
【図６７】水温補正係数の特性図。
【図６８】吸気温度補正係数の特性図。
【図６９】大気圧補正係数の特性図。
【図７０】最大噴射時期の特性図。
【図７１】最小噴射時期の特性図。
【図７２】加速時にノズル開度を小さくした場合の波形図。
【図７３】第１の発明のクレーム対応図。
【符号の説明】
２ 可変容量ターボチャージャ
２ｄ 可変ノズル
１０ コモンレール式燃料噴射装置
１７ 燃料噴射弁
４１ コントロールユニット
５７ ＥＧＲ弁
Claims (6)
- ＥＧＲ弁と、
タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャと、
エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段と、
エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段と、
この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁を制御する手段と、
実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段と、
エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段と、
この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を制御する手段と、
実過給圧を検出する手段と、
この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段と、
これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記目標噴射圧力を増大補正する手段と、
この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力を制御する手段と
を備えると共に、
前記比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に目標噴射時期を遅角補正する
ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。 - ＥＧＲ弁と、
タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャージャと、
エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段と、
エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段と、
この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁を制御する手段と、
実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段と、
エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段と、
この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を制御する手段と、
実過給圧を検出する手段と、
この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段と、
これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記目標噴射圧力を増大補正する手段と、
この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力を制御する手段と
を備えると共に、
前記比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に前記目標噴射圧力の増大補正量よりも小さな補正量で前記目標噴射圧力を増大補正する
ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。 - 前記実ＥＧＲ流量を排気圧と吸気圧の差圧に基づいて演算することを特徴とする請求項１または２に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
- 吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４つの要素を用いて前記排気圧Ｐexhを、
Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh＋Ｐa
ただし、Ｐexh ：排気圧、
Ｑas0 ：吸入空気量、
Ｑf ：燃料噴射量、
Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh ：タービン入口の排気温度、
Ｐa ：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexh：定数、
の式により演算することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。 - 吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４つの要素を用いてタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、
Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝2×Ｔexh
ただし、Ｐexhr ：タービン入口排気圧相当値、
Ｑas0 ：吸入空気量、
Ｑf ：燃料噴射量、
Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、
Ｔexh ：タービン入口の排気温度、
Ｐa ：コンプレッサ入口圧、
Ｋpexhn：定数、
の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐexhrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演算することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。 - 前記目標噴射圧力および前記目標噴射時期の補正を、低温予混合燃焼が実現されるように行うことを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
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