JP4310861B2

JP4310861B2 - Fuel injection device for internal combustion engine

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Publication number: JP4310861B2
Application number: JP23950399A
Authority: JP
Inventors: 大輔小島; 大治磯部
Original assignee: Denso Corp
Current assignee: Denso Corp
Priority date: 1999-08-26
Filing date: 1999-08-26
Publication date: 2009-08-12
Anticipated expiration: 2019-08-26
Also published as: JP2001065398A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の始動時または減速後の再加速時であり、且つ燃料噴射圧力異常であると判定された際に、１行程で行う燃料噴射を前段噴射と後段噴射とに２分割する分割噴射制御を行うディーゼルエンジン等の内燃機関用燃料噴射装置に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来より、特開平１０−２９９５４４号公報においては、内燃機関の始動時に、圧縮行程の初期に行われる予備噴射と、圧縮上死点の直前に行われるパイロット噴射と、このパイロット噴射に続いて行われる主噴射とを組み合わせて成る分割噴射制御を行うことにより、内燃機関の始動性を向上するようにしたコモンレール式燃料噴射システム（第１従来例）が提案されている。
【０００３】
また、特開平２−１９１８６５号公報においては、高負荷運転状態から、アクセルペダルを踏まず燃料噴射を行わない急減速から再度アクセルペダルを踏み込んで再加速するような減速後の再加速時には、コモンレール圧力を減圧するために、インジェクタの無効噴射時間を利用する。すなわち、実際のコモンレール圧力が目標コモンレール圧力よりも高い場合には、燃料を噴かない程度にインジェクタ内の電磁弁を作動させて、インジェクタからのリーク量を増やし、コモンレール圧力を減圧（空打ち制御）することで、内燃機関の負荷に応じた最適な圧力で燃料噴射を行うようにしたコモンレール式燃料噴射システム（第２従来例）が提案されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、内燃機関の始動時に、実際のコモンレール圧力が目標コモンレール圧力よりも所定値以上も高い時には、エンジン騒音が問題となる。ところが、上述の第１従来例のコモンレール式燃料噴射システムのような始動性向上のための噴射パターンで燃料噴射を行うと、すなわち、内燃機関の始動時の判定のみで予備噴射、パイロット噴射および主噴射を一定の燃料噴射量比で、また一定の燃料噴射時期で行うと分割噴射での噴射によるエンジン騒音の低減が十分にできないという問題が生じる。
【０００５】
また、上述の第２従来例のコモンレール式燃料噴射システムにおいては、時代のニーズによるインジェクタのハイレスポンス化のため、インジェクタの無効噴射時間が小となり、空打ち制御は困難である。これにより、実際のコモンレール圧力が目標コモンレール圧力よりも高い際に、コモンレール圧力を十分に減圧することができず、エンジン騒音を下げられないという問題が生じる。
【０００６】
【発明の目的】
本発明の目的は、内燃機関の始動時であり、且つ燃料噴射圧力異常であると判定された際に、分割噴射する前段噴射と後段噴射との燃料噴射量比を補正して最適値にすることによりエンジン騒音を低減することのできる内燃機関用燃料噴射装置を提供することにある。また、減速後の再加速時であり、且つ燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前段噴射の燃料噴射時期と後段噴射の燃料噴射時期とを補正して最適値にすることによりエンジン騒音を低減することのできる内燃機関用燃料噴射装置を提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明によれば、減速後の再加速時であると判定され、且つ燃料噴射圧力異常であると判定された場合に、前段噴射の燃料噴射時期および後段噴射の燃料噴射時期を変更して最適化することで、前段噴射の熱発生率の燃焼によるピーク値および後段噴射の熱発生率の燃焼によるピーク値が低くなり、エンジン騒音が抑制される。
【００１２】
ここで、例えば図１８に示したように、前段噴射の燃料噴射量と後段噴射の燃料噴射量との和である総噴射量が多い程、前段噴射時期βを進角させる。これは、総噴射量を増やすと、前段噴射の燃料噴射量も増加する。これにより、前段噴射で燃焼可能な進角範囲が拡大し、更に進角可能となる。また、内燃機関の機関回転数が大きい程、前段噴射時期βを進角させる。これは、機関回転数を大きくすると、単位時間当たりのクランク角度が増加するため、着火時期が圧縮上死点側に若干ずれる。進角させる理由は、このずれを補正するためである。
以上によって、運転状態検出手段にて検出した運転状態に基づいて、前段噴射の燃料噴射時期または後段噴射の燃料噴射時期の少なくとも一方を進角させることが望ましい。
【００１３】
また、例えば図１８に示したように、前段噴射の燃料噴射時期を前段噴射時期（β１）で行った場合、前段噴射の燃料は、高温、高圧の気筒内に噴射されるため、噴射後直ぐに着火し、爆発的に燃焼する。このため、前段噴射の熱発生率の燃焼によるピーク値は高い。よって、前段噴射時期（β１）では前段噴射の燃焼によりエンジン騒音は悪化する。
【００１４】
次に、前段噴射の燃料噴射時期を前段噴射時期（β１）より圧縮上死点（ＴＤＣ）から進角した前段噴射時期（β２）で行った場合、前段噴射の燃料は、気筒内温度が前段噴射時期（β１）に比べて低い気筒内雰囲気温度内に噴射されるため、前段噴射の燃焼は緩慢となる。このため、前段噴射の熱発生率の燃焼によるピーク値は、前段噴射時期（β１）で噴射した場合に比べて低くなる。したがって、前段噴射時期（β２）では、前段噴射の熱発生率の燃焼によるピーク値を抑制することで、前段噴射の燃焼が緩慢となることにより、エンジン騒音が低くなる。
【００１５】
次に、前段噴射時期をβ２より更に進角した前段噴射時期（β３）にて行った場合、前段噴射の燃料は、前段噴射時期（β２）で行った場合に比べて、更に気筒内温度が低いため、前段噴射のみで燃料は着火せず、後段噴射の着火時に後段噴射の燃料と共に燃焼する。このため、後段噴射の燃焼時の予混合燃焼のピーク値は、前段噴射時期（β１、β２）に比べて高くなる。したがって、前段噴射時期（β３）では、後段噴射の熱発生率の燃焼によるピーク値の増加によりエンジン騒音が悪化する。
【００１６】
以上によって、前段噴射の燃料噴射時期の最適値は、前段噴射による噴射燃料が前段噴射のみで燃焼可能な進角範囲内で最も進角した時期（後段噴射の燃焼にできるだけ寄与しない時期）であることが望ましい。
【００１７】
請求項２に記載の発明によれば、例えば図１９に示したように総噴射量が少ない場合は、後段噴射の燃料噴射量も少ない。このため、後段噴射時期をγ１からγ２に圧縮上死点（ＴＤＣ）から遅角しても、後段噴射の着火遅れ期間の増加による、着火遅れ期間中の燃料増加はほとんどなく、予混合燃焼の増加もほとんどない。よって、エンジン騒音は悪化しない。しかし、後段噴射時期をγ２からγ３へ圧縮上死点（ＴＤＣ）から更に遅角させると、エンジン騒音は低下するが、失火気味となる。これにより、ＨＣ排出量が増大し、ドライバビリティが悪化する。したがって、機関負荷が小さい場合における後段噴射時期の最適値は、失火気味とならない噴射時期とすることが望ましい。
【００１８】
一方、例えば図２０に示したように総噴射量が多い場合は、後段噴射の燃料噴射量も多い。このため、後段噴射時期をγ１からγ２に圧縮上死点（ＴＤＣ）から遅角すると、後段噴射の着火遅れ期間の増加により着火遅れ期間中の燃料も増加し、予混合燃焼量は増え、予混合燃焼のピークも増加する。これにより、エンジン騒音が悪化する。しかし、後段噴射時期をγ２からγ３へ圧縮上死点（ＴＤＣ）から更に遅角させると、エンジン騒音は低下するが、失火気味となる。これにより、ＨＣ排出量が増大し、ドライバビリティが悪化する。したがって、機関負荷が大きい場合における、後段噴射時期の最適値は、着火遅れによる予混合燃焼のピークの増加が抑制できる圧縮上死点近傍とすることが望ましい。
以上により、後段噴射の燃料噴射時期は、圧縮上死点（ＴＤＣ）近傍を限界として、後段噴射の予混合燃焼のピークを最も抑制できる時期まで進角することが望ましい。
請求項４、５に記載の発明によれば、前段噴射による燃焼強度と後段噴射による燃焼強度とがほぼ同等になるように変更することにより、内燃機関の運転状態が変更されても、前段噴射、後段噴射による内燃機関の気筒内圧力の圧力上昇率のピークが均等となり、エンジン騒音が抑制される。
【００１９】
【発明の実施の形態】
発明の実施の形態を実施例に基づき図面を参照して説明する。
〔第１実施例の構成〕
図１ないし図８は本発明の第１実施例を示したもので、図１はディーゼルエンジン用電子制御噴射システムの全体構成を概略的を示した図である。
【００２０】
本実施例のディーゼルエンジン用電子制御噴射システムは、コモンレール式内燃機関用燃料噴射装置で、多気筒のディーゼルエンジン（内燃機関、以下エンジンと略す）１の運転状態、車両の状態および運転者の操作量（意思）を各種センサにより検出して、電子制御ユニット（以下ＥＣＵと言う）１０に伝えて、各種センサからの情報により最適な燃料噴射量および燃料噴射時期を演算し、それぞれを制御するアクチュエータに指令するように構成されている。
【００２１】
ここで、ディーゼルエンジン用電子制御噴射システムの燃料配管系には、燃料タンク２内の燃料を汲み上げるフィードポンプ３と、このフィードポンプ３により吸い出された燃料を加圧して高圧燃料を圧送する燃料噴射ポンプ（例えば列型燃料噴射ポンプ）４と、この燃料噴射ポンプ４より圧送された高圧燃料を蓄圧する蓄圧室であるコモンレール５と、高圧パイプ６を介してコモンレール５に接続されて、エンジン１の各気筒に取り付けられた複数個（本例では６個）の燃料噴射弁（以下インジェクタと言う）７とが配設されている。
【００２２】
ここで、燃料噴射ポンプ４に取り付けられたアクチュエータとしての調整用電磁弁８は、ＥＣＵ１０からの制御信号により電子制御されることにより、燃料噴射ポンプ４からコモンレール５への高圧燃料の圧送量を調整する。そして、コモンレール５は、比較的に高い圧力（コモンレール圧力）の高圧燃料を蓄えるサージタンクの一種で、燃料配管を形成する高圧パイプ６を介して各インジェクタ７に接続されている。
【００２３】
複数個のインジェクタ７は、エンジン１の各気筒に個別に対応して取り付けられている。そして、各インジェクタ７からの高圧燃料の燃料噴射量および燃料噴射時期等は、各インジェクタ７がそれぞれに組み付けられているアクチュエータとしての制御用電磁弁９への通電および通電停止をＥＣＵ１０で電子制御することにより決められる。
【００２４】
次に、本実施例のＥＣＵ１０を図１に基づいて簡単に説明する。このＥＣＵ１０は、本発明の燃料噴射量制御手段、燃料噴射時期制御手段、燃料噴射圧力制御手段に相当するもので、制御処理、演算処理を行うＣＰＵ、各種プログラムおよびデータを保存するＲＯＭ、ＲＡＭ、入力／出力回路、電源回路および駆動回路等より構成されている。
【００２５】
そして、ＥＣＵ１０に検出信号（センサ信号）を入力するセンサとしては、エンジン１の回転速度（機関回転数、以下エンジン回転数と言う）を検出するエンジン回転数センサ（本発明の運転状態検出手段、機関回転数検出手段に相当する）１１（これは燃料噴射ポンプ４に内蔵される場合もある）、アクセルペダル１２の踏み込み量（アクセル開度）を検出するアクセル開度センサ（本発明の運転状態検出手段、機関負荷検出手段に相当する）１３、エンジン１の冷却水温を検出する冷却水温センサ（本発明の運転状態検出手段、機関冷却水温検出手段に相当する）１４、およびコモンレール５内の内部圧力を検出する圧力センサ（本発明の噴射圧力検出手段に相当する）１５等が使用される。その他に、エンジン負荷センサ、燃料噴射時期センサ、吸気圧力センサ、吸気温度センサを使用しても良い。
【００２６】
また、ＥＣＵ１０は、それに送り込まれる上記の各種センサからのセンサ信号（検出情報）や予め決められた制御特性に基づいて、調整用電磁弁８および制御用電磁弁９等のアクチュエータを電気的に制御するように構成されている。そして、それに伴い燃料噴射ポンプ４からコモンレール５への高圧燃料の圧送量が電子制御されると共に、各インジェクタ７から対応するエンジン１の気筒内燃焼室への高圧燃料の燃料噴射量や燃料噴射時期等が電子制御される。
【００２７】
〔第１実施例の制御方法〕
次に、本実施例のディーゼルエンジン用電子制御噴射システムの制御方法を図面に基づいて簡単に説明する。ここで、図２ないし図４はエンジン始動時の分割噴射制御方法を示したフローチャートである。
【００２８】
先ず、イグニッションスイッチをＯＮすると、図２のフローチャートが起動されて、最初にベースルーチンを行い（ステップ１００）、続いて、記憶されているデータを初期設定するイニシャルルーチンを行う（ステップ２００）。次に、制御域であるか否かを判定する。すなわち、エンジン始動時で、且つ『燃料噴射圧力異常』と判定されているか否かを判定する（ステップ３００）。
【００２９】
そして、ステップ３００でエンジン始動時で、且つ『燃料噴射圧力異常』と判定されている場合に、前段噴射と後段噴射との分割噴射量比の補正値を算出する（ステップ４００）。そして、ステップ４００において算出された分割噴射量比に基づいて前段噴射および後段噴射を実行する（ステップ７００）。
【００３０】
次に、本実施例の制御域判定ルーチンを図３に基づいて説明する。ここで、図３は図２のステップ３００の制御域判定ルーチンを示したフローチャートである。
【００３１】
先ず、エンジン回転数センサ１１により検出したエンジン回転数（Ｎｅ）に基づいて、エンジン１が始動状態であるか否かを判定する。すなわち、エンジン回転数（Ｎｅ）が所定値（例えば５００ｒｐｍ）以下であるか否かを判定する（機関始動時判定手段：ステップ３０１）。
【００３２】
この判定結果がＮＯの場合、すなわち、エンジン回転数（Ｎｅ）が所定値よりも大きいと判定した場合には、始動判定フラグＸｓｔａをセットせず（ステップ３０２）、エンジン始動時で、且つ『燃料噴射圧力異常』であると判定し、分割噴射量比を変更するフラグである分割噴射量比変更フラグＸｓｐｌｉｔをセットしない（ステップ３０３）で、制御域判定ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００３３】
また、ステップ３０１の判定結果がＹＥＳの場合には、エンジン１は始動状態であると判定して、始動判定フラグＸｓｔａをセットし（ステップ３０４）た後に、圧力センサ１５によって現在のコモンレール圧力、つまり実噴射圧（Ｐｃｎｏｗ）を検出する。
そして、エンジン回転数センサ１１により検出したエンジン回転数（Ｎｅ）と冷却水温センサ１４により検出した冷却水温（ｔｈｗ）とに基づいて、予め実験的に求められた（Ｎｅ−ｔｈｗ）のコモンレール圧マップから目標噴射圧（目標コモンレール圧力：Ｐｃｔｒｇ）を算出する（ステップ３０５）。
【００３４】
次に、実噴射圧（Ｐｃｎｏｗ）が目標噴射圧（Ｐｃｔｒｇ）よりも所定値以上高い際に、分割噴射量比を変更するため、先ずその所定値である基本所定値（Ｋｓｐｌｔｂｓｅ）を算出する（ステップ３０６）。その基本所定値（Ｋｓｐｌｔｂｓｅ）は、図５（ａ）に示した、エンジン１の運転状態、例えばエンジン回転数（Ｎｅ）に対して可変とされた特性図より求められる。
【００３５】
ここで、図５（ａ）の特性図について簡単に説明する。エンジン始動時においては、エンジン回転数（Ｎｅ）が低い程、エンジン騒音は高くなる傾向にある。このため、エンジン回転数（Ｎｅ）が低い程、分割噴射量比を変更する際の基本所定値（Ｋｓｐｌｔｂｓｅ）を低く設定する傾向にしてある。
【００３６】
次に、ステップ３０６において求めた基本所定値（Ｋｓｐｌｔｂｓｅ）を冷却水温（ｔｈｗ）により補正するための係数である所定値水温補正係数（Ｆｔｈｗ）を算出する（ステップ３０７）。その所定値水温補正係数（Ｆｔｈｗ）は、図５（ｂ）に示した、冷却水温（ｔｈｗ）に対して可変とされた特性図より求められる。
【００３７】
ここで、図５（ｂ）の特性図について簡単に説明する。エンジン始動時に、冷却水温（ｔｈｗ）が高くなればなる程騒音は高くなる傾向にある。このため、冷却水温（ｔｈｗ）が高い程、分割噴射量比を変更する所定値である基本所定値（Ｋｓｐｌｔｂｓｅ）が低くなるように所定値水温補正係数（Ｆｔｈｗ）を小さく設定してある。
【００３８】
次に、ステップ３０６において求めた基本所定値（Ｋｓｐｌｔｂｓｅ）とステップ３０７において求めた所定値水温補正係数（Ｆｔｈｗ）と下記の数１の式に基づいて判定値（Ｋｓｐｌｉｔ）を算出する（ステップ３０８）。なお、ステップ３０７と３０８はいずれか一方のみ行って、判定値（Ｋｓｐｌｉｔ）を求めるようにしても良い。
【数１】
Ｋｓｐｌｉｔ＝Ｋｓｐｌｔｂｓｅ＊Ｆｔｈｗ
【００３９】
次に、実噴射圧（Ｐｃｎｏｗ）と目標噴射圧（Ｐｃｔｒｇ）と下記の数２の式に基づいて圧力偏差値（ΔＰｃ）を算出する（ステップ３０９）。
【数２】
ΔＰｃ＝Ｐｃｎｏｗ−Ｐｃｔｒｇ
【００４０】
次に、圧力偏差値（ΔＰｃ）が判定値（Ｋｓｐｌｉｔ）よりも大きいか否かを判定する（燃料噴射圧力異常判定手段：ステップ３１０）。この判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、ΔＰｃ＞Ｋｓｐｌｉｔであると判定した場合には、エンジン始動時で、且つ『燃料噴射圧力異常』であると判定し、分割噴射量比を変更するフラグである分割噴射量比変更フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）をセットし（ステップ３１１）、制御域判定ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００４１】
また、ステップ３１０の判定結果がＮＯの場合、すなわち、ΔＰｃ≦Ｋｓｐｌｉｔであると判定した場合には、エンジン始動時ではあるが、『燃料噴射圧力異常』ではないと判定し、分割噴射量比変更フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）をセットせず（ステップ３１２）、制御域判定ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００４２】
次に、本実施例の分割噴射量比補正ルーチンを図４に基づいて説明する。ここで、図４は図２のステップ４００の分割噴射量比補正ルーチンを示したフローチャートである。
【００４３】
先ず、始動時判定フラグ（Ｘｓｔａ）がセットされているか否かを判定する（ステップ４０１）。この判定結果がＮＯの場合、すなわち、始動時判定フラグ（Ｘｓｔａ）がセットされていないと判定した場合には、通常の燃料噴射を行うため、分割噴射量比補正ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。ここで、通常の燃料噴射とは、パイロット噴射と主噴射をエンジン１の運転状態に応じた燃料噴射時期および燃料噴射量で行ったり、主噴射のみをエンジン１の運転状態に応じた燃料噴射時期および燃料噴射量で行ったりすることである。
【００４４】
また、ステップ４０１の判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、始動時判定フラグ（Ｘｓｔａ）がセットされていると判定した場合には、冷却水温センサ１４により検出した冷却水温（ｔｈｗ）を読み込み（ステップ４０２）、エンジン回転数センサ１１により検出したエンジン回転数（Ｎｅ）を読み込む（ステップ４０３）。
【００４５】
次に、分割噴射の前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）を算出する（ステップ４０４）。その前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）は、冷却水温（ｔｈｗ）の一次元マップとして、予め実験的に求められている。
【００４６】
次に、分割噴射の総噴射量（Ｑａｌｌ）を算出する（ステップ４０５）。その総噴射量（Ｑａｌｌ）は、エンジン回転数（Ｎｅ）と冷却水温（ｔｈｗ）の２次元マップとして、予め実験的に求められている。
【００４７】
次に、ステップ４０４において求めた前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）とステップ４０５において求めた総噴射量（Ｑａｌｌ）と下記の数３の式に基づいて後段噴射量（Ｑｒｅａｒ）を算出する（ステップ４０６）。
【数３】
Ｑｒｅａｒ＝Ｑａｌｌ−Ｑｆｒｏｎｔ
【００４８】
次に、分割噴射量比変更フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）がセットされているか否かを判定する（ステップ４０７）。この判定結果がＮＯの場合、すなわち、分割噴射量比変更フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）がセットされていないと判定した場合には、エンジン始動時前段噴射量、後段噴射量は変更せず、このまま分割噴射量比補正ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００４９】
また、ステップ４０７の判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、エンジン始動時で、且つ『燃料噴射圧力異常』であると判定した場合には、下記の数４の式に基づいて前段噴射と後段噴射の分割噴射量比（燃料噴射量比：Ｒｓｐｌｉｔ）を算出する（前段後段噴射量比変更手段：ステップ４０８）。その分割噴射量比（Ｒｓｐｌｉｔ）は、図６に示した、エンジン回転数（Ｎｅ）と冷却水温（ｔｈｗ）のマップより求めても良い。
【数４】
Ｒｓｐｌｉｔ＝Ｑｆｒｏｎｔ／Ｑｒｅａｒ
【００５０】
ここで、図６のマップの特性について説明する。分割噴射量比（Ｒｓｐｌｉｔ）は、エンジン回転数（Ｎｅ）毎および冷却水温（ｔｈｗ）毎に変更され、Ｎｅ、ｔｈｗが変更しても、常に前段噴射と後段噴射の気筒内圧力の圧力上昇率のピークがおよそ均等になるように予め実験で求められている。例えば回転速度がＮｅ（ｎ）とＮｅ（ｎ＋１）との間にあり、冷却水温がｔｈｗ（ｎ）とｔｈｗ（ｎ＋１）との間にある場合は、図６のマップに示したように、ＲｓｐｌｉｔとしてＲｓｐｌｉｔ（ｎ）を採用する。
【００５１】
次に、前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）を補正する。すなわち、下記の数５の式に示したように、ステップ４０５において求めた総噴射量（Ｑａｌｌ）に前段と後段の噴射量比（Ｒｓｐｌｉｔ）を乗算することで前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）を補正する（ステップ４０９）。
【数５】
Ｑｆｒｏｎｔ＝Ｑａｌｌ＊Ｒｓｐｌｉｔ
【００５２】
次に、後段噴射量（Ｑｒｅａｒ）を補正する。すなわち、下記の数６の式に示したように、ステップ４０９において求めた前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）を、ステップ４０５において求めた総噴射量（Ｑａｌｌ）から減算することで前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）を補正し（ステップ４１０）た後に、分割噴射量比補正ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【数６】
Ｑｒｅａｒ＝Ｑａｌｌ−Ｑｆｒｏｎｔ
【００５３】
ここで、本実施例では、前段噴射の燃料噴射時期を、冷却水温（ｔｈｗ）が例えば２５℃の時に圧縮上死点（ＴＤＣ）から１５°以上進角させ、後段噴射の燃料噴射時期を、冷却水温（ｔｈｗ）が例えば２５℃の時に圧縮上死点（ＴＤＣ）から１０°進角させている。また、冷却水温（ｔｈｗ）の上昇に伴って、前段噴射の燃料噴射時期および後段噴射の燃料噴射時期を更に圧縮上死点（ＴＤＣ）から進角させても良い。
【００５４】
なお、本実施例では、前段噴射と後段噴射との分割噴射量比の補正に用いる燃焼強度を、エンジン１の気筒内圧力を各クランク角毎に微分した波形である圧力上昇率であるとしたが、補正に用いる燃焼強度を気筒内圧力と気筒内容積と比熱比とから算出した熱発生率、燃焼による燃焼光の輝度、光度等で表される尺度としても良い。
【００５５】
ここで、図７はエンジン１の始動時におけるエンジン騒音、噴射圧、エンジン回転数、始動時判定フラグ（Ｘｓｔａ）および分割噴射量比変更フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）の変化を示したタイムチャートである。
【００５６】
エンジン１の始動時と判定されると、始動時判定フラグ（Ｘｓｔａ）がセットされ、噴射圧が『燃料噴射圧力異常』と判定されると、分割噴射量比変更フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）がセットされる。このＸｓｔａとＸｓｐｌｉｔとがセットされている場合、エンジン１の始動時、分割燃料噴射が補正され、エンジン１の始動時のエンジン騒音は制御なし（分割噴射量比の補正なし）に対して制御あり（分割噴射量比の補正あり）の方が大幅に低減される。
【００５７】
また、図８は始動時騒音に与える影響の大きい始動後最初の爆発（初爆）における制御なしと制御ありとで圧力上昇率の比較を示した図である。すなわち、図８（ａ）に示した制御なし（分割噴射量比の補正なし）では、分割噴射の前段噴射の圧力上昇率のピークよりも後段噴射の圧力上昇率のピークの方が大きくなる。図８（ｂ）に示した制御あり（分割噴射量比の補正あり）では、分割噴射の前段噴射の圧力上昇率のピークと後段噴射の圧力上昇率のピークとは均等に制御されている。
【００５８】
〔第１実施例の効果〕
以上によって、本実施例のディーゼルエンジン用電子制御噴射システムは、エンジン始動時で、且つ実際のコモンレール圧力が目標コモンレール圧力よりも所定の判定値以上高い場合に、分割噴射の前段噴射と後段噴射との分割噴射量比を最適値に補正することにより、前段噴射の熱発生率のピーク値および後段噴射の熱発生率のピーク値を低くすることができ、且つ分割噴射の前段噴射の圧力上昇率のピークと後段噴射の圧力上昇率のピークとを均等に制御しているので、エンジン騒音を低減することができる。したがって、エンジン始動時で、且つ燃料噴射圧力異常時のエンジン１の燃焼騒音レベル、排気ガス中のＨＣの排出量を低減できるので、ドライバビリティの悪化やエミッションの悪化を抑制することができる。
【００５９】
〔第２実施例の制御方法〕
図９ないし図２２は本発明の第２実施例を示したもので、図９ないし図１３は減速後の再加速時の分割噴射制御方法を示したフローチャートである。
【００６０】
先ず、イグニッションスイッチをＯＮすると、図９のフローチャートが起動されて、最初にベースルーチンを行い（ステップ１００）、続いて、記憶されているデータを初期設定するイニシャルルーチンを行う（ステップ２００）。次に、制御域であるか否かを判定する。すなわち、減速後の再加速時で、且つ『燃料噴射圧力異常』と判定されているか否かを判定する（ステップ３００）。
【００６１】
そして、ステップ３００で制御域であると判定された場合、前段噴射と後段噴射との分割噴射量比を補正する（ステップ４００）。そして、ステップ４００において制御域であると判定された場合、前段噴射の燃料噴射時期（以下前段噴射時期と略す）を補正する（ステップ５００）。
【００６２】
そして、ステップ４００において制御域であると判定された場合、後段噴射の燃料噴射時期（以下後段噴射時期と略す）を補正する（ステップ６００）。そして、算出された分割噴射量比、前段噴射時期および後段噴射時期で燃料噴射を実行する（ステップ７００）。
【００６３】
次に、本実施例の制御域判定ルーチンを図１０に基づいて説明する。ここで、図１０は図９のステップ３００の制御域判定ルーチンを示したフローチャートである。
【００６４】
先ず、圧力センサ１５によって現在のコモンレール圧力、つまり実噴射圧（Ｐｃｎｏｗ）を検出する。そして、エンジン回転数センサ１１により検出したエンジン回転数（Ｎｅ）とアクセル開度センサ１３により検出したアクセル開度（Ａｃｃ）とに基づいて、予め実験的に求められた（Ｎｅ−ｔｈｗ）のコモンレール圧マップから目標噴射圧（目標コモンレール圧力：Ｐｃｔｒｇ）を算出する（ステップ３２１）。
【００６５】
次に、実噴射圧（Ｐｃｎｏｗ）と目標噴射圧（Ｐｃｔｒｇ）と下記の数７の式に基づいて圧力偏差値（ΔＰｃ）を算出する（ステップ３２２）。
【数７】
ΔＰｃ＝Ｐｃｎｏｗ−Ｐｃｔｒｇ
【００６６】
次に、圧力偏差値（ΔＰ）が所定値（Ｋｓｐｌｉｔ）よりも大きいか否かを判定する（ステップ３２３）。この判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、ΔＰ＞Ｋｓｐｌｉｔであると判定した場合には、『燃料噴射圧力異常』を判定する分割噴射判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）をセットし（ステップ３２４）、ステップ３２６へ進む。
【００６７】
また、ステップ３２３の判定結果がＮＯの場合、すなわち、ΔＰ≦Ｋｓｐｌｉｔであると判定した場合には、分割噴射判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）をセットせず（ステップ３２５）、ステップ３２６へ進む。
以上、分割噴射判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）の判定により実噴射圧が目標噴射圧の所定値以上か否かを判定できる。
【００６８】
次に、減速（フューエルカット）されているか否かを判定する。すなわち、フューエルカット判定フラグ（Ｘｆｃ）がセットされているか否かを判定する（ステップ３２６）。この判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、Ｘｆｃがセットされていると判定した場合には、総噴射量（Ｑａｌｌ）は０とし（ステップ３２７）、減速履歴判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ２）をセットし（ステップ３２８）、そのまま制御域判定ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００６９】
また、ステップ３２６の判定結果がＮＯの場合、すなわち、Ｘｆｃがセットされていないと判定した場合には、ステップ３２９に進む。
以上、減速履歴判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ２）の判定に基づいて、減速状態にあったか否かを判定できる。
【００７０】
次に、総噴射量（Ｑａｌｌ）を算出する（ステップ３２９）。このＱａｌｌは、エンジン回転数（Ｎｅ）とアクセル開度（Ａｃｃ）の２次元マップとして予め実験で求められている。
【００７１】
次に、前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）を算出する（ステップ３３０）。このＱｆｒｏｎｔは、エンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）の２次元マップとして予め実験で求められている。
【００７２】
次に、ステップ３２９、３３０から求めた総噴射量（Ｑａｌｌ）、前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）と下記の数８の式から後段噴射量（Ｑｒｅａｒ）を算出する（ステップ３３１）。以上、ステップ３２９、３３０、３３１により通常の分割噴射量が算出される。
【数８】
Ｑｒｅａｒ＝Ｑａｌｌ−Ｑｆｒｏｎｔ
【００７３】
次に、後段噴射時期（Ｔｒｅａｒ）を算出する（ステップ３３２）。このＴｒｅａｒは、エンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）の２次元マップとして予め実験で求められている。
【００７４】
次に、前段噴射時期（Ｔｆｒｏｎｔ）を算出する（ステップ３３３）。このＴｆｒｏｎｔは、エンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）の２次元マップとして予め実験で求められている。
以上、ステップ３３２、３３３により通常の前段噴射時期、後段噴射時期が算出される。
【００７５】
次に、減速履歴判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ２）がセットされているか否かを判定する（ステップ３３４）。この判定結果がＮＯの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ２がセットされていないと判定した場合には、そのまま制御域判定ルーチンを終了し、分割噴射の補正を行わない（ＲＴＳ）。
【００７６】
また、ステップ３３４の判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ２がセットされていると判定した場合には、分割噴射判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）がセットされているか否かを判定する（ステップ３３５）。この判定結果がＮＯの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔがセットされていないと判定した場合には、減速履歴判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ２）のセットを解除し（ステップ３３６）、そのまま制御域判定ルーチンを終了し、分割噴射の補正を行わない（ＲＴＳ）。
【００７７】
また、ステップ３３４の判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔがセットされていると判定した場合には、分割噴射判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）と減速履歴判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ２）とがセットされていて、フューエルカット判定フラグ（Ｘｆｃ）がセットされていない、すなわち、減速後であり、且つ『燃料噴射圧力異常』であり、且つフューエルカットが解除されている（再加速時である）状態にあるということを判定する分割噴射補正フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ３）をセットし（ステップ３３７）、制御域判定ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００７８】
次に、本実施例の分割噴射量比補正ルーチンを図１１に基づいて説明する。ここで、図１１は図９のステップ４００の分割噴射量比補正ルーチンを示したフローチャートである。
【００７９】
先ず、分割噴射補正フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ３）がセットされているか否かを判定する（ステップ４２１）。この判定結果がＮＯの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ３がセットされていないと判定した場合には、そのまま分割噴射量比補正ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００８０】
また、ステップ４２１の判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ３がセットされていると判定した場合には、エンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）を呼び出す（ステップ４２２）。
【００８１】
次に、補正分割噴射量比（燃料噴射量比）αを算出する（前段後段噴射量比変更手段：ステップ４２３）。この補正分割噴射量比αは、図１４に示したように、予めエンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）のマップとして、実験的に補正分割噴射量比の最適値が求められている。
【００８２】
この図１４に示す回転速度（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）の２次元マップでは、Ｎｅ−Ｑａｌｌ毎に補正分割噴射量比（α）の最適値が求められている。例えば回転速度がＮｅ（ｎ）とＮｅ（ｎ＋１）との間にあり、総噴射量がＱａｌｌ（ｎ）とＱａｌｌ（ｎ＋１）との間にある場合の補正分割噴射量比の最適値はαｎとする。
【００８３】
次に、下記の数９の式に基づいて、前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）を補正する（ステップ４２４）。
【数９】
Ｑｆｒｏｎｔ＝Ｑａｌｌ＊α
【００８４】
次に、下記の数１０の式に基づいて、後段噴射量（Ｑｒｅａｒ）を補正する（ステップ４２５）。以上をもって、分割噴射量比補正ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【数１０】
Ｑｒｅａｒ＝Ｑａｌｌ−Ｑｆｒｏｎｔ
【００８５】
次に、本実施例の前段噴射時期補正ルーチンを図１２に基づいて説明する。ここで、図１２は図９のステップ５００の前段噴射時期補正ルーチンを示したフローチャートである。
【００８６】
先ず、分割噴射補正フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ３）がセットされているか否かを判定する（ステップ５２１）。この判定結果がＮＯの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ３がセットされていないと判定した場合には、そのまま前段噴射時期補正ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００８７】
また、ステップ５２１の判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ３がセットされていると判定した場合には、エンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）を呼び出す（ステップ５２２）。
【００８８】
次に、補正前段噴射時期βを算出する（前段噴射時期変更手段：ステップ５２３）。この補正前段噴射時期βは、図１５に示したように、予めエンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）のマップとして、実験的に補正前段噴射時期の最適値が求められている。
【００８９】
図１５に示す回転速度（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）の２次元マップでは、Ｎｅ−Ｑａｌｌ毎に補正前段噴射時期βの最適値が求められている。例えば回転速度がＮｅ（ｎ）とＮｅ（ｎ＋１）との間にあり、総噴射量がＱａｌｌ（ｎ）とＱａｌｌ（ｎ＋１）との間にある場合の補正前段噴射時期の最適値はβｎとする。
【００９０】
次に、前段噴射時期（Ｔｆｒｏｎｔ）を補正前段噴射時期βに補正する（ステップ５２４）。
以上をもって、前段噴射時期補正ルーチンを終了する。
【００９１】
次に、本実施例の後段噴射時期補正ルーチンを図１３に基づいて説明する。ここで、図１３は図９のステップ６００の後段噴射時期補正ルーチンを示したフローチャートである。
【００９２】
先ず、分割噴射補正フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ３）がセットされているか否かを判定する（ステップ６２１）。この判定結果がＮＯの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ３がセットされていないと判定した場合には、そのまま後段噴射時期補正ルーチンを終了する（ＲＴＳ）。
【００９３】
また、ステップ６２１の判定結果がＹＥＳの場合、すなわち、Ｘｓｐｌｉｔ３がセットされていると判定した場合には、エンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）を呼び出す（ステップ６２２）。
【００９４】
次に、補正後段噴射時期γを算出する（後段噴射時期変更手段：ステップ６２３）。この補正後段噴射時期γは、図１６に示したように、予めエンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）のマップとして、実験的に補正後段噴射時期の最適値が求められている。
【００９５】
すなわち、図１６に示す回転速度（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）の２次元マップでは、Ｎｅ−Ｑａｌｌ毎に補正後段噴射時期γの最適値が求められている。例えば回転速度がＮｅ（ｎ）とＮｅ（ｎ＋１）との間にあり、総噴射量がＱａｌｌ（ｎ）とＱａｌｌ（ｎ＋１）との間にある場合の補正後段噴射時期の最適値はγｎとする。
【００９６】
次に、後段噴射時期（Ｔｆｒｏｎｔ）を補正後段噴射時期γに補正する（ステップ６２４）。
以上をもって、後段噴射時期補正ルーチンを終了する。なお、図１２および図１３の補正ルーチンによって前段後段噴射時期変更手段を構成する。
【００９７】
次に、図１１ないし図１３の各補正ルーチンにて決定される補正分割噴射量比α、補正前段噴射時期βおよび補正後段噴射時期γの最適値の求め方を図１７ないし図２０に基づいて説明する。
【００９８】
先ず、補正分割噴射量比αの最適値の求め方を図１７に基づいて説明する。ここで、図１７（ａ）、（ｂ）は補正分割噴射量比α（＝Ｑｆｒｏｎｔ／Ｑａｌｌ）変化時のエンジン騒音および前段熱発生率ピークの特性を示した図で、図１７（ｃ）は補正分割噴射量比α変化時の各分割噴射量比における熱発生率の特性を示した図である。
【００９９】
ここで、熱発生率とは、各クランク角度（θ）におけるエンジン１の気筒内圧力（Ｐ）と気筒内容積（Ｖ）と比熱比（γ）から算出されるものである。
【数１１】
ｄＱ／ｄθ＝｛γ／（γ−１）｝・Ｐ（θ）・｛ｄＶ（θ）／ｄθ｝＋｛１／（γ−１）｝・Ｖ（θ）・｛ｄＰ／ｄθ｝
【０１００】
補正分割噴射量比αが小さい（α＝α２＜α１）と、図１７（ｂ）に示したように、前段噴射の燃料噴射量（以下前段噴射量と略す）に対して後段噴射の燃料噴射量（以下後段噴射量と略す）は多くなり、後段噴射の燃焼による熱発生率のピークは高くなる。これにより、図１７（ａ）に示したように、エンジン騒音は悪化してしまう。
【０１０１】
逆に、補正分割噴射量比αが大きい（α＝α３＞α１）と、図１７（ｂ）に示したように、前段噴射量は多くなり、前段噴射の熱発生率のピークは高くなる。これにより、図１７（ａ）に示したように、エンジン騒音は悪化してしまう。
【０１０２】
以上から補正分割噴射量比αは、前段噴射の熱発生率の燃焼によるピークおよび後段噴射の熱発生率の燃焼によるピークとがともに最も抑制される値を最適値とすることが望ましい。したがって、図１７（ａ）、（ｂ）からも確認できるように、補正分割噴射量比αの最適値は、α１となる。
【０１０３】
本実施例の補正分割噴射量比αは、図１４に示したように、予めエンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）のマップとして、実験的に補正分割噴射量比の最適値が求められており、例えば回転速度がＮｅ（ｎ）とＮｅ（ｎ＋１）との間にあり、総噴射量がＱａｌｌ（ｎ）とＱａｌｌ（ｎ＋１）との間にある場合の補正分割噴射量比の最適値はαｎとなる。
【０１０４】
次に、補正前段噴射時期βの最適値の求め方を図１８に基づいて説明する。ここで、図１８（ａ）は補正前段噴射時期を圧縮上死点から進角した時のエンジン騒音を示した図で、図１８（ｂ）は図１８（ａ）において前段噴射を前段噴射時期（β１、β２、β３）で行った時の熱発生率を示した図である。
【０１０５】
先ず、前段噴射時期（β１）で前段噴射を行った場合、前段噴射の燃料は、高温、高圧の気筒内に噴射されるため、噴射後直ぐに着火し、爆発的に燃焼する。このため、前段噴射の燃焼による熱発生率のピークは高い。よって、前段噴射時期（β１）では、図１８（ａ）に示したように、前段噴射の燃焼によりエンジン騒音は悪化する。
【０１０６】
前段噴射をβ１より圧縮上死点（ＴＤＣ）から進角した前段噴射時期（β２）で行った場合、前段噴射の燃料は、気筒内温度がβ１に比べて低い気筒内雰囲気温度内に噴射されるため、前段噴射の燃焼は緩慢となる。このため、前段噴射の燃焼による熱発生率のピークは、図１８（ｂ）に示したように、β１で噴射した場合に比べて低くなる。
以上から前段噴射時期（β２）では、前段噴射の燃焼の緩慢化、すなわち、前段噴射の熱発生率のピークの抑制によって、図１８（ａ）に示したように、エンジン騒音は低くなる。
【０１０７】
次に、前段噴射時期をβ２より更に進角した前段噴射時期（β３）にて前段噴射を行った場合、前段噴射の燃料は、前段噴射時期をβ２で行った場合に比べて更に気筒内温度、気筒内圧力が低いため、前段噴射のみで燃料は着火せず、後段噴射の着火時に後段噴射の燃料の燃焼と共に燃焼する。このため、後段噴射の燃焼時の予混合燃焼のピークは、前段噴射時期（β１、β２）に比べて高くなる。したがって、前段噴射時期（β３）では後段噴射の燃焼による熱発生率のピーク増加によって、図１８（ａ）に示したように、エンジン騒音は悪化する。
【０１０８】
以上より、最適な補正前段噴射時期βは、前段噴射による噴射燃料が前段噴射のみで燃焼可能な進角範囲内で最も進角した時期（後段噴射の燃焼にできるだけ寄与しない時期）であるとする。図１８（ａ）、（ｂ）においては、最適前段噴射時期はβ２となる。
【０１０９】
本実施例の補正前段噴射時期βは、図１５に示したように、予めエンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）のマップとして、実験的に補正前段噴射時期の最適値が求められている。例えば回転速度がＮｅ（ｎ）とＮｅ（ｎ＋１）との間にあり、総噴射量がＱａｌｌ（ｎ）とＱａｌｌ（ｎ＋１）との間にある場合の補正前段噴射時期の最適値はβｎとなる。
【０１１０】
また、この補正前段噴射時期βは、図１５のマップに示されているように、Ｎｅ−Ｑａｌｌに応じて変更されているが、これはある傾向を持って変更されている。すなわち、総噴射量（Ｑａｌｌ）を大きくする（負荷を大きくする）につれてこの補正前段噴射時期βを進角させる。これは、総噴射量（Ｑａｌｌ）を大きくすると、前段噴射量（Ｑｆｒｏｎｔ）も増加する。これにより、前段噴射の二次燃焼可能な進角範囲は、拡大し、更に進角可能となるためである。
【０１１１】
また、エンジン回転数（Ｎｅ）を大きくするにつれて補正前段噴射時期βは進角させる。一般に回転速度（Ｎｅ）を大きくすると、単位時間当たりのクランク角が増加するため、前段噴射の着火時期が圧縮上死点（ＴＤＣ）側に若干ずれる。進角させる理由は、このずれを補正するためである。
【０１１２】
次に、補正後段噴射時期γの最適値の求め方を図１９および図２０に基づいて説明する。ここで、図１９（ａ）は総噴射量（Ｑａｌｌ）が少ない（負荷が低い）場合における補正後段噴射時期γを変化させた時のエンジン騒音を示した図で、図１９（ｂ）は総噴射量（Ｑａｌｌ）が少ない場合における補正後段噴射時期γを変化させた時の熱発生率を示した図である。
【０１１３】
総噴射量（Ｑａｌｌ）が少ない場合は、後段噴射量（Ｑｒｅａｒ）も少ない。このため、後段噴射時期をγ１からγ２に圧縮上死点（ＴＤＣ）から遅角しても、後段噴射の着火遅れ期間の増加による着火遅れ期間中の燃料増加はほとんどなく、予混合燃焼量の増加もほとんどない。よって、図１９（ａ）に示したように、エンジン騒音は悪化しない。
【０１１４】
しかし、後段噴射時期をγ２からγ３へＴＤＣから更に遅角させると、エンジン騒音は低下するが、失火気味となる。これにより、ＴＨＣ排出量は増大し、ドライバビリティーは悪化する。したがって、低負荷における後段噴射時期の最適値（γ）は、失火気味とならない噴射時期とする。図１９（ａ）、（ｂ）においてはγ１またはγ２を後段噴射時期の最適値とする。
【０１１５】
ここで、図２０（ａ）は総噴射量（Ｑａｌｌ）が多い（負荷が高い）場合における補正後段噴射時期γを変化させた時のエンジン騒音を示した図で、図２０（ｂ）は総噴射量（Ｑａｌｌ）が多い場合における補正後段噴射時期γを変化させた時の熱発生率を示した図である。
【０１１６】
総噴射量（Ｑａｌｌ）が多い場合は、後段噴射量（Ｑｒｅａｒ）も多い。このため、後段噴射時期をγ１からγ２にＴＤＣから遅角すると、後段噴射の着火遅れ期間の増加による着火遅れ期間中の燃料も増加し、予混合燃焼量は増加し、予混合燃焼のピークも増加する。よって、図２０（ａ）に示したように、エンジン騒音は悪化する。
【０１１７】
しかし、後段噴射時期をγ２からγ３へＴＤＣから更に遅角すると、エンジン騒音は低下するが、失火気味となる。これにより、ＴＨＣ排出量は増大し、ドライバビリティーは悪化する。したがって、高負荷における後段噴射時期の最適値（γ）は、着火遅れによる予混合燃焼のピークの増加を抑制できるＴＤＣ近傍とする。図２０（ａ）、（ｂ）においてはγ１を後段噴射時期の最適値とする。
【０１１８】
以上まとめると、補正後段噴射時期γはＴＤＣ近傍を限界として、後段噴射の予混合燃焼のピークが最も抑制できる時期まで進角するものとする。
【０１１９】
本実施例の補正後段噴射時期γは、図１６に示したように、予めエンジン回転数（Ｎｅ）と総噴射量（Ｑａｌｌ）のマップとして、実験的に補正後段噴射時期の最適値が求められている。例えば回転速度がＮｅ（ｎ）とＮｅ（ｎ＋１）との間にあり、総噴射量がＱａｌｌ（ｎ）とＱａｌｌ（ｎ＋１）との間にある場合の補正後段噴射時期の最適値はγｎとなる。
【０１２０】
また、この補正後段噴射時期γは、図１６のマップに示されているように、Ｎｅ−Ｑａｌｌに応じて変更されているが、これはある傾向を持って変更されている。すなわち、総噴射量（Ｑａｌｌ）が少ない時（エンジン負荷が小さい時）、この補正後段噴射時期γが失火しない範囲内で、且つＴＤＣ近傍まで進角されていない場合は、エンジン負荷が大きくなるに連れて、ＴＤＣ近傍まで進角する。これは、後段噴射の予混合燃焼のピークを抑制することで、エンジン騒音を低下させるためである。
【０１２１】
また、エンジン回転数（Ｎｅ）を大きくするにつれて補正後段噴射時期γは進角させる。一般に回転速度（Ｎｅ）を大きくすると、単位時間当たりのクランク角が増加するため、後段噴射の着火時期が遅角する。遅角させる理由は、このずれを補正するためである。
【０１２２】
ここで、図２１は減速から再加速にかけての噴射圧、フューエルカット判定フラグ（Ｘｆｃ）、分割噴射判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）、減速履歴判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ２）、分割噴射補正フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ３）および総噴射量（Ｑａｌｌ）の変化を示したタイムチャートである。
【０１２３】
フューエルカット判定フラグ（Ｘｆｃ）がセットされておらず、且つ分割噴射判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ）がセットされており、且つ減速履歴判定フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ２）がセットされている場合において、分割噴射補正フラグ（Ｘｓｐｌｉｔ３）がセットされ、最適な分割噴射に補正される。
【０１２４】
この効果を図２２に示す。図２２は減速後の再加速時の任意の燃料噴射圧力異常時のエンジン運転条件におけるエンジン騒音を示した図である。これによると、各エンジン運転条件ともに、最適な分割噴射補正によりエンジン騒音は制御なし（高コモンレール圧力時の通常噴射）に比べて制御あり（高コモンレール圧力時の分割噴射）の方を低減することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】ディーゼルエンジン用電子制御噴射システムの全体構成を概略的に示した系統図である（第１実施例）。
【図２】エンジンの始動時、高コモンレール圧力における分割噴射量比変更制御を追加したベースルーチンを示したフローチャートである（第１実施例）。
【図３】制御域判定ルーチンを示したフローチャートである（第１実施例）。
【図４】分割噴射量比補正ルーチンを示したフローチャートである（第１実施例）。
【図５】（ａ）はエンジン回転数に対する基本所定値を示した特性図で、（ｂ）は冷却水温に対する所定値水温補正係数を示した特性図である（第１実施例）。
【図６】分割噴射量比のＮｅ−ｔｈｗに対する２次元マップである（第１実施例）。
【図７】エンジン始動時におけるエンジン騒音、噴射圧および各判定フラグの変化を示したタイムチャートである（第１実施例）。
【図８】（ａ）、（ｂ）は初爆における制御なしと制御ありの場合の圧力上昇率の比較結果を示したグラフである（第１実施例）。
【図９】減速後の再加速時、高コモンレール圧力における分割噴射補正制御を追加したベースルーチンを示したフローチャートである（第２実施例）。
【図１０】制御域判定ルーチンを示したフローチャートである（第２実施例）。
【図１１】分割噴射量比補正ルーチンを示したフローチャートである（第２実施例）。
【図１２】前段噴射時期補正ルーチンを示したフローチャートである（第２実施例）。
【図１３】後段噴射時期補正ルーチンを示したフローチャートである（第２実施例）。
【図１４】補正分割噴射量比αのＮｅ−Ｑａｌｌに対する２次元マップである（第２実施例）。
【図１５】補正前段噴射時期βのＮｅ−Ｑａｌｌに対する２次元マップである（第２実施例）。
【図１６】補正後段噴射時期γのＮｅ−Ｑａｌｌに対する２次元マップである（第２実施例）。
【図１７】（ａ）、（ｂ）は補正分割噴射量比α変化時のエンジン騒音および前段熱発生率ピークの特性を示したグラフで、（ｃ）は補正分割噴射量比α変化時の各分割噴射量比における熱発生率の特性を示したグラフである（第２実施例）。
【図１８】（ａ）は補正前段噴射時期β変化時のエンジン騒音の特性を示したグラフで、（ｂ）は補正前段噴射時期β変化時の各前段噴射時期における熱発生率の特性を示したグラフである（第２実施例）。
【図１９】（ａ）は補正後段噴射時期γ変化時の低負荷でのエンジン騒音の特性を示したグラフで、（ｂ）は補正後段噴射時期γ変化時の各後段噴射時期における低負荷での熱発生率の特性を示したグラフである（第２実施例）。
【図２０】（ａ）は補正後段噴射時期γ変化時の高負荷でのエンジン騒音の特性を示したグラフで、（ｂ）は補正後段噴射時期γ変化時の各後段噴射時期における高負荷での熱発生率の特性を示したグラフである（第２実施例）。
【図２１】減速から再加速にかけての噴射圧、各判定フラグおよび総噴射量の変化を示したタイムチャートである（第２実施例）。
【図２２】（ａ）、（ｂ）は再加速時の任意の高噴射圧運転条件におけるエンジン騒音の比較結果を示したグラフである（第２実施例）。
【符号の説明】
１エンジン（ディーゼルエンジン）
２燃料タンク
３フィードポンプ
４燃料噴射ポンプ
５コモンレール
６高圧パイプ
７インジェクタ（燃料噴射弁）
８調整用電磁弁
９制御用電磁弁
１０ＥＣＵ（目標噴射圧力決定手段、燃料噴射圧力異常判断手段、前段後段噴射量比変更手段）
１１エンジン回転数センサ（運転状態検出手段）
１２アクセルペダル
１３アクセル開度センサ（運転状態検出手段）
１４冷却水温センサ（運転状態検出手段）
１５圧力センサ（噴射圧力検出手段）[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
According to the present invention, when the internal combustion engine is started or reaccelerated after being decelerated, and it is determined that the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection performed in one stroke is divided into two parts, a front-stage injection and a rear-stage injection. The present invention relates to a fuel injection device for an internal combustion engine such as a diesel engine that performs split injection control.
[0002]
[Prior art]
Conventionally, in Japanese Patent Application Laid-Open No. 10-299544, when the internal combustion engine is started, preliminary injection performed at the beginning of the compression stroke, pilot injection performed immediately before the compression top dead center, and subsequent pilot injection are performed. A common rail fuel injection system (first conventional example) has been proposed in which the startability of an internal combustion engine is improved by performing split injection control combined with main injection.
[0003]
Further, in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2-191865, a common rail is used at the time of re-acceleration after deceleration such that the accelerator pedal is not depressed and the accelerator pedal is depressed and then the accelerator pedal is depressed again to reaccelerate from a high load operation state. In order to reduce the pressure, the invalid injection time of the injector is used. That is, when the actual common rail pressure is higher than the target common rail pressure, the solenoid valve in the injector is operated to the extent that fuel is not injected, the amount of leakage from the injector is increased, and the common rail pressure is reduced (blank control). Thus, there has been proposed a common rail fuel injection system (second conventional example) in which fuel injection is performed at an optimum pressure corresponding to the load of the internal combustion engine.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
Incidentally, when the internal combustion engine is started, engine noise becomes a problem when the actual common rail pressure is higher than the target common rail pressure by a predetermined value or more. However, when fuel injection is performed with an injection pattern for improving startability as in the common rail fuel injection system of the first conventional example described above, that is, preliminary injection, pilot injection, and main injection are performed only by determination at the time of start of the internal combustion engine. When the injection is performed at a constant fuel injection amount ratio and at a constant fuel injection timing, there arises a problem that engine noise cannot be sufficiently reduced by the injection in the split injection.
[0005]
Further, in the above-described common rail fuel injection system of the second conventional example, the invalid injection time of the injector becomes short due to the high response of the injector according to the needs of the times, and it is difficult to perform the idling control. As a result, when the actual common rail pressure is higher than the target common rail pressure, the common rail pressure cannot be sufficiently reduced, and the engine noise cannot be reduced.
[0006]
OBJECT OF THE INVENTION
An object of the present invention is to correct the fuel injection amount ratio between the front-stage injection and the rear-stage injection to be optimal when the internal combustion engine is started and when it is determined that the fuel injection pressure is abnormal. An object of the present invention is to provide a fuel injection device for an internal combustion engine that can reduce engine noise. Also, when it is determined that the fuel injection pressure is abnormal after the deceleration and the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection timing of the front-stage injection and the fuel injection timing of the rear-stage injection are corrected to an optimum value. An object of the present invention is to provide a fuel injection device for an internal combustion engine that can reduce noise.
[0011]
[Means for Solving the Problems]
  Claim1According to the invention described in (1), when it is determined that the re-acceleration after deceleration and it is determined that the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection timing of the front injection and the fuel injection timing of the rear injection are changed. By optimizing, the peak value due to the combustion of the heat generation rate of the front-stage injection and the peak value due to the combustion of the heat generation rate of the rear-stage injection are lowered, and engine noise is suppressed.
[0012]
  here,For example, as shown in FIG. 18, as the total injection amount that is the sum of the fuel injection amount of the front injection and the fuel injection amount of the rear injection increases, the front injection timing β is advanced. This is because when the total injection amount is increased, the fuel injection amount of the front injection is also increased. Thereby, the advance angle range combustible by the front stage injection is expanded, and the advance angle can be further increased. Further, the front injection timing β is advanced as the engine speed of the internal combustion engine increases. This is because if the engine speed is increased, the crank angle per unit time increases, so the ignition timing slightly shifts to the compression top dead center side. The reason for the advance angle is to correct this deviation.
  As described above, it is desirable to advance at least one of the fuel injection timing of the front injection and the fuel injection timing of the rear injection based on the operation state detected by the operation state detection means.
[0013]
  Also,For example, as shown in FIG. 18, when the fuel injection timing of the front stage injection is performed at the front stage injection timing (β1), the fuel of the front stage injection is injected into the high-temperature and high-pressure cylinder, so that it is ignited immediately after the injection. Burns explosively. For this reason, the peak value due to combustion of the heat generation rate of the pre-stage injection is high. Therefore, at the upstream injection timing (β1), the engine noise deteriorates due to the combustion of the upstream injection.
[0014]
Next, when the fuel injection timing of the front-stage injection is performed at the front-stage injection timing (β2) advanced from the compression top dead center (TDC) with respect to the front-stage injection timing (β1), Since the fuel is injected into the in-cylinder atmosphere temperature lower than the injection timing (β1), the combustion in the front stage injection becomes slow. For this reason, the peak value due to combustion of the heat generation rate of the front injection is lower than that in the case of injection at the front injection timing (β1). Therefore, at the upstream injection timing (β2), by suppressing the peak value due to the combustion of the heat generation rate of the upstream injection, the combustion of the upstream injection becomes slow, and the engine noise becomes low.
[0015]
Next, when the pre-stage injection timing is performed at the pre-stage injection timing (β3) which is further advanced from β2, the fuel in the pre-stage injection has a further in-cylinder temperature than that in the case of the pre-stage injection timing (β2). Since it is low, the fuel is not ignited only by the front injection, and combusted with the fuel of the rear injection at the time of the ignition of the rear injection. For this reason, the peak value of the premixed combustion at the time of combustion in the latter stage injection becomes higher than that in the earlier stage injection timing (β1, β2). Therefore, at the upstream injection timing (β3), the engine noise deteriorates due to an increase in the peak value due to the combustion of the heat generation rate of the downstream injection.
[0016]
As described above, the optimum value of the fuel injection timing of the front-stage injection is the time when the fuel injected by the front-stage injection has advanced the most within the advance angle range that can be combusted only by the front-stage injection (a time that does not contribute as much as possible to the combustion of the rear-stage injection). It is desirable.
[0017]
  Claim2For example, when the total injection amount is small as shown in FIG. 19, the fuel injection amount of the rear-stage injection is also small. For this reason, even if the post-injection timing is retarded from compression top dead center (TDC) from γ1 to γ2, there is almost no increase in fuel during the ignition delay period due to the increase in the ignition delay period of the post-injection, and premixed combustion There is almost no increase. Therefore, engine noise does not deteriorate. However, if the post injection timing is further retarded from γ2 to γ3 from the compression top dead center (TDC), the engine noise will be reduced, but it will be misfiring. Thereby, the amount of HC emission increases and drivability deteriorates. Therefore, it is desirable that the optimum value of the post-injection timing when the engine load is small is an injection timing that does not cause misfiring.
[0018]
  On the other hand, for example, as shown in FIG. 20, when the total injection amount is large, the fuel injection amount of the subsequent injection is also large. For this reason, if the post-injection timing is retarded from compression top dead center (TDC) from γ1 to γ2, the fuel in the ignition delay period increases due to the increase in the ignition delay period of the post-injection, the premixed combustion amount increases, The peak of mixed combustion also increases. As a result, engine noise deteriorates. However, if the post injection timing is further retarded from γ2 to γ3 from the compression top dead center (TDC), the engine noise will be reduced, but it will be misfiring. Thereby, the amount of HC emission increases and drivability deteriorates. Therefore, it is desirable that the optimum value of the post-injection timing when the engine load is large is close to the compression top dead center where the increase in the peak of premixed combustion due to the ignition delay can be suppressed.
  As described above, it is desirable that the fuel injection timing of the post-injection is advanced to the timing at which the peak of the premixed combustion of the post-injection can be most suppressed with the vicinity of the compression top dead center (TDC) as a limit.
  Claim4, 5According to the invention described in the above, even if the operating state of the internal combustion engine is changed by changing the combustion intensity by the front-stage injection and the combustion intensity by the rear-stage injection to be substantially equal, The peak of the pressure increase rate of the engine cylinder pressure becomes uniform, and the engine noise is suppressed.
[0019]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS Embodiments of the present invention will be described based on examples with reference to the drawings.
[Configuration of the first embodiment]
1 to 8 show a first embodiment of the present invention, and FIG. 1 is a diagram schematically showing the overall configuration of an electronically controlled injection system for a diesel engine.
[0020]
An electronically controlled injection system for a diesel engine according to this embodiment is a fuel injection device for a common rail internal combustion engine, which is a multi-cylinder diesel engine (internal combustion engine, hereinafter abbreviated as an engine) 1 operation state, vehicle state, and driver operation. The amount (intention) is detected by various sensors, is transmitted to an electronic control unit (hereinafter referred to as ECU) 10, and the optimum fuel injection amount and fuel injection timing are calculated based on information from the various sensors, and the actuators control each of them. Is configured to command.
[0021]
Here, the fuel piping system of the diesel engine electronically controlled injection system includes a feed pump 3 that pumps up the fuel in the fuel tank 2 and a fuel that pressurizes the fuel sucked out by the feed pump 3 and pumps the high-pressure fuel. The engine 1 is connected to the common rail 5 via an injection pump (for example, a row type fuel injection pump) 4, a common rail 5 which is a pressure accumulating chamber for accumulating high pressure fuel pumped by the fuel injection pump 4, and a high pressure pipe 6. A plurality (six in this example) of fuel injection valves (hereinafter referred to as injectors) 7 attached to each of the cylinders are arranged.
[0022]
Here, the adjusting solenoid valve 8 as an actuator attached to the fuel injection pump 4 is electronically controlled by a control signal from the ECU 10 to adjust the pumping amount of high-pressure fuel from the fuel injection pump 4 to the common rail 5. To do. The common rail 5 is a kind of surge tank that stores high-pressure fuel having a relatively high pressure (common rail pressure), and is connected to each injector 7 via a high-pressure pipe 6 that forms a fuel pipe.
[0023]
The plurality of injectors 7 are attached to the respective cylinders of the engine 1 correspondingly. The fuel injection amount and fuel injection timing of the high-pressure fuel from each injector 7 are electronically controlled by the ECU 10 to energize and stop energizing the control solenoid valve 9 as an actuator in which each injector 7 is assembled. It is decided by.
[0024]
Next, the ECU 10 of this embodiment will be briefly described with reference to FIG. The ECU 10 corresponds to the fuel injection amount control means, the fuel injection timing control means, and the fuel injection pressure control means of the present invention, and includes a CPU that performs control processing and arithmetic processing, a ROM that stores various programs and data, a RAM, An input / output circuit, a power supply circuit, a drive circuit, and the like are included.
[0025]
And as a sensor which inputs a detection signal (sensor signal) to ECU10, the engine speed sensor (the driving | running state detection means of this invention, the engine speed) which detects the rotational speed (engine speed, hereinafter referred to as engine speed) of the engine 1; (Corresponding to the engine speed detecting means) 11 (this may be built in the fuel injection pump 4), an accelerator opening sensor for detecting the depression amount (accelerator opening) of the accelerator pedal 12 (the operating state of the present invention) Detection means, corresponding to engine load detection means) 13, a cooling water temperature sensor (corresponding to the operating state detection means of the present invention, engine cooling water temperature detection means) 14 for detecting the cooling water temperature of the engine 1, and the inside of the common rail 5 A pressure sensor 15 (corresponding to the injection pressure detecting means of the present invention) 15 for detecting the pressure is used. In addition, an engine load sensor, a fuel injection timing sensor, an intake pressure sensor, and an intake temperature sensor may be used.
[0026]
Further, the ECU 10 electrically controls actuators such as the adjusting solenoid valve 8 and the control solenoid valve 9 based on sensor signals (detection information) from the various sensors sent to the ECU 10 and predetermined control characteristics. Is configured to do. As a result, the amount of high pressure fuel pumped from the fuel injection pump 4 to the common rail 5 is electronically controlled, and the fuel injection amount and fuel injection timing of the high pressure fuel from each injector 7 to the corresponding in-cylinder combustion chamber of the engine 1 are controlled. Etc. are electronically controlled.
[0027]
[Control Method of First Embodiment]
Next, the control method of the electronically controlled injection system for diesel engines of a present Example is demonstrated easily based on drawing. Here, FIG. 2 to FIG. 4 are flowcharts showing the split injection control method at the time of engine start.
[0028]
First, when the ignition switch is turned on, the flowchart of FIG. 2 is started, and a base routine is first performed (step 100), and then an initial routine for initializing stored data is performed (step 200). Next, it is determined whether or not it is a control area. That is, it is determined at the time of engine start and whether or not it is determined that “the fuel injection pressure is abnormal” (step 300).
[0029]
Then, when it is determined at step 300 that the engine is being started and “abnormal fuel injection pressure”, a correction value for the split injection amount ratio between the front injection and the rear injection is calculated (step 400). Then, pre-stage injection and post-stage injection are executed based on the divided injection amount ratio calculated in step 400 (step 700).
[0030]
Next, the control range determination routine of this embodiment will be described with reference to FIG. Here, FIG. 3 is a flowchart showing a control region determination routine of step 300 of FIG.
[0031]
First, based on the engine speed (Ne) detected by the engine speed sensor 11, it is determined whether or not the engine 1 is in a starting state. That is, it is determined whether or not the engine speed (Ne) is equal to or less than a predetermined value (for example, 500 rpm) (engine starting determination unit: step 301).
[0032]
When this determination result is NO, that is, when it is determined that the engine speed (Ne) is larger than a predetermined value, the start determination flag Xsta is not set (step 302), and the engine is started and “fuel” The control region determination routine is terminated (RTS) without determining the split injection amount ratio change flag Xsplit, which is a flag for changing the split injection amount ratio (step 303).
[0033]
If the determination result in step 301 is YES, it is determined that the engine 1 is in the starting state, the start determination flag Xsta is set (step 304), and then the current common rail pressure, that is, the pressure sensor 15 is set. The actual injection pressure (Pcnow) is detected.
Based on the engine speed (Ne) detected by the engine speed sensor 11 and the coolant temperature (thw) detected by the coolant temperature sensor 14, a common rail pressure map of (Ne-thw) obtained experimentally in advance. From the target injection pressure (target common rail pressure: Pctrg) (step 305).
[0034]
Next, when the actual injection pressure (Pcnow) is higher than the target injection pressure (Pctrg) by a predetermined value or more, first, a basic predetermined value (Kspltbse) which is the predetermined value is calculated in order to change the divided injection amount ratio ( Step 306). The basic predetermined value (Kspltbse) is obtained from the characteristic diagram shown in FIG. 5A, which is variable with respect to the operating state of the engine 1, for example, the engine speed (Ne).
[0035]
Here, the characteristic diagram of FIG. 5A will be briefly described. When the engine is started, the engine noise tends to increase as the engine speed (Ne) decreases. For this reason, as the engine speed (Ne) is lower, the basic predetermined value (Kspltbse) for changing the divided injection amount ratio tends to be set lower.
[0036]
Next, a predetermined value water temperature correction coefficient (Fthw) that is a coefficient for correcting the basic predetermined value (Kspltbse) obtained in step 306 by the cooling water temperature (thw) is calculated (step 307). The predetermined value water temperature correction coefficient (Fthw) is obtained from the characteristic diagram that is variable with respect to the cooling water temperature (thw) shown in FIG.
[0037]
Here, the characteristic diagram of FIG. 5B will be briefly described. When the engine starts, the noise tends to increase as the coolant temperature (thw) increases. For this reason, the predetermined value water temperature correction coefficient (Fthw) is set small so that the basic predetermined value (Kspltbse), which is a predetermined value for changing the divided injection amount ratio, becomes lower as the cooling water temperature (thw) is higher.
[0038]
Next, a determination value (Ksplit) is calculated based on the basic predetermined value (Kspltbse) obtained in Step 306, the predetermined value water temperature correction coefficient (Fthw) obtained in Step 307, and the following equation (1) (Step 308). . Note that only one of steps 307 and 308 may be performed to obtain the determination value (Ksplit).
[Expression 1]
Ksplit = Kspltbse * Fthw
[0039]
Next, a pressure deviation value (ΔPc) is calculated based on the actual injection pressure (Pcnow), the target injection pressure (Pctrg), and the following equation (2) (step 309).
[Expression 2]
ΔPc = Pcnow−Pctrg
[0040]
Next, it is determined whether or not the pressure deviation value (ΔPc) is larger than a determination value (Ksplit) (fuel injection pressure abnormality determination means: step 310). If this determination result is YES, that is, if it is determined that ΔPc> Ksplit, it is determined that the fuel injection pressure is abnormal at the time of engine start and the divided injection amount ratio is changed. The split injection amount ratio change flag (Xsplit) is set (step 311), and the control region determination routine is terminated (RTS).
[0041]
Further, if the determination result in step 310 is NO, that is, if it is determined that ΔPc ≦ Ksplit, it is determined that the engine is starting but it is not “fuel injection pressure abnormality”, and the divided injection amount ratio change is performed. The flag (Xsplit) is not set (step 312), and the control area determination routine is terminated (RTS).
[0042]
Next, the divided injection amount ratio correction routine of this embodiment will be described with reference to FIG. FIG. 4 is a flowchart showing the divided injection amount ratio correction routine in step 400 of FIG.
[0043]
First, it is determined whether or not a start time determination flag (Xsta) is set (step 401). If this determination result is NO, that is, if it is determined that the start time determination flag (Xsta) is not set, the split injection amount ratio correction routine is terminated (RTS) in order to perform normal fuel injection. Here, the normal fuel injection means that the pilot injection and the main injection are performed at the fuel injection timing and the fuel injection amount according to the operating state of the engine 1, or only the main injection is the fuel injection timing according to the operating state of the engine 1. And the fuel injection amount.
[0044]
If the determination result in step 401 is YES, that is, if it is determined that the start time determination flag (Xsta) is set, the coolant temperature (thw) detected by the coolant temperature sensor 14 is read (step 402). The engine speed (Ne) detected by the engine speed sensor 11 is read (step 403).
[0045]
Next, the upstream injection amount (Qfront) of the divided injection is calculated (step 404). The upstream injection amount (Qfront) is experimentally obtained in advance as a one-dimensional map of the cooling water temperature (thw).
[0046]
Next, the total injection amount (Qall) of the divided injection is calculated (step 405). The total injection amount (Qall) is experimentally obtained in advance as a two-dimensional map of the engine speed (Ne) and the cooling water temperature (thw).
[0047]
Next, the subsequent injection amount (Qrear) is calculated based on the preceding injection amount (Qfront) obtained in step 404, the total injection amount (Qall) obtained in step 405, and the following equation (3) (step 406).
[Equation 3]
Qear = Qall-Qfront
[0048]
Next, it is determined whether or not a split injection amount ratio change flag (Xsplit) is set (step 407). If the determination result is NO, that is, if it is determined that the split injection amount ratio change flag (Xsplit) is not set, the pre-injection amount and the post-injection amount at the time of engine start are not changed, and the split injection amount remains unchanged. The ratio correction routine ends (RTS).
[0049]
Further, when the determination result in step 407 is YES, that is, when it is determined that the engine is started and the fuel injection pressure is abnormal, the pre-injection and the post-injection are calculated based on the following equation (4). A divided injection amount ratio (fuel injection amount ratio: Rsplit) is calculated (pre-stage and post-stage injection amount ratio changing means: step 408). The divided injection amount ratio (Rsplit) may be obtained from the map of engine speed (Ne) and cooling water temperature (thw) shown in FIG.
[Expression 4]
Rsplit = Qfront / Qear
[0050]
Here, the characteristics of the map of FIG. 6 will be described. The split injection amount ratio (Rsplit) is changed for each engine speed (Ne) and for each cooling water temperature (thw). Even if Ne and thw are changed, the pressure increase rate of the in-cylinder pressure of the front injection and the rear injection is always changed. It has been obtained in advance by experiments so that the peaks of are approximately equal. For example, when the rotation speed is between Ne (n) and Ne (n + 1) and the cooling water temperature is between thw (n) and thw (n + 1), as shown in the map of FIG. 6, Rsplit Rsplit (n) is adopted as
[0051]
Next, the front injection amount (Qfront) is corrected. That is, as shown in the following equation (5), the front injection quantity (Qfront) is corrected by multiplying the total injection quantity (Qall) obtained in step 405 by the injection quantity ratio (Rsplit) between the front and rear stages. (Step 409).
[Equation 5]
Qfront = Qall * Rsplit
[0052]
Next, the post injection amount (Qrear) is corrected. That is, as shown in the following equation (6), the preceding injection amount (Qfront) obtained by subtracting the preceding injection amount (Qfront) obtained in step 409 from the total injection amount (Qall) obtained in step 405 is obtained. After the correction (step 410), the divided injection amount ratio correction routine is terminated (RTS).
[Formula 6]
Qear = Qall-Qfront
[0053]
Here, in this embodiment, the fuel injection timing of the front-stage injection is advanced by 15 ° or more from the compression top dead center (TDC) when the cooling water temperature (thw) is 25 ° C., for example, When the cooling water temperature (thw) is, for example, 25 ° C., it is advanced by 10 ° from the compression top dead center (TDC). Further, as the coolant temperature (thw) rises, the fuel injection timing of the front injection and the fuel injection timing of the rear injection may be further advanced from the compression top dead center (TDC).
[0054]
In this embodiment, the combustion intensity used for correcting the divided injection amount ratio between the front-stage injection and the rear-stage injection is a pressure increase rate that is a waveform obtained by differentiating the cylinder pressure of the engine 1 for each crank angle. However, the combustion intensity used for the correction may be a scale expressed by the heat generation rate calculated from the cylinder pressure, the cylinder volume, and the specific heat ratio, the brightness of the combustion light due to combustion, the luminous intensity, and the like.
[0055]
FIG. 7 is a time chart showing changes in engine noise, injection pressure, engine speed, start time determination flag (Xsta), and split injection amount ratio change flag (Xsplit) when the engine 1 is started.
[0056]
When it is determined that the engine 1 is starting, a starting determination flag (Xsta) is set. When it is determined that the injection pressure is “abnormal fuel injection pressure”, a divided injection amount ratio change flag (Xsplit) is set. . When Xsta and Xsplit are set, the split fuel injection is corrected when the engine 1 is started, and the engine noise at the start of the engine 1 is controlled with no control (no correction of the split injection amount ratio). (With correction of the divided injection amount ratio) is greatly reduced.
[0057]
FIG. 8 is a diagram showing a comparison of the rate of pressure increase between the case without control and the case with control in the first explosion after the start (the first explosion) having a large influence on the noise at the time of start. That is, without the control shown in FIG. 8 (a) (without correction of the divided injection amount ratio), the peak of the pressure increase rate of the subsequent injection is larger than the peak of the pressure increase rate of the upstream injection of the divided injection. With the control shown in FIG. 8B (with the correction of the divided injection amount ratio), the peak of the pressure increase rate of the upstream injection of the divided injection and the peak of the pressure increase rate of the post injection are controlled equally.
[0058]
[Effects of the first embodiment]
As described above, the electronically controlled injection system for the diesel engine according to the present embodiment is configured so that when the engine is started and when the actual common rail pressure is higher than the target common rail pressure by a predetermined determination value or more, the pre-stage injection and the post-stage injection of the divided injection are performed. By correcting the divided injection amount ratio of the first injection to the optimum value, the peak value of the heat generation rate of the front injection and the peak value of the heat generation rate of the rear injection can be lowered, and the pressure increase rate of the front injection of the divided injection And the peak of the pressure increase rate of the post-injection are uniformly controlled, so that the engine noise can be reduced. Therefore, since the combustion noise level of the engine 1 and the amount of HC emission in the exhaust gas can be reduced when the engine is started and when the fuel injection pressure is abnormal, it is possible to suppress deterioration of drivability and emission.
[0059]
[Control Method of Second Embodiment]
FIGS. 9 to 22 show a second embodiment of the present invention, and FIGS. 9 to 13 are flowcharts showing a split injection control method during re-acceleration after deceleration.
[0060]
First, when the ignition switch is turned on, the flowchart of FIG. 9 is started, and a base routine is first performed (step 100), and then an initial routine for initializing stored data is performed (step 200). Next, it is determined whether or not it is a control area. That is, it is determined at the time of re-acceleration after deceleration and whether or not it is determined as “fuel injection pressure abnormality” (step 300).
[0061]
And when it determines with it being a control area in step 300, the division | segmentation injection quantity ratio of front | former stage injection and back | latter stage injection is correct | amended (step 400). When it is determined in step 400 that the control range is reached, the fuel injection timing of the front injection (hereinafter abbreviated as the front injection timing) is corrected (step 500).
[0062]
If it is determined in step 400 that the control range is reached, the fuel injection timing of the rear injection (hereinafter abbreviated as the rear injection timing) is corrected (step 600). Then, fuel injection is executed at the calculated divided injection amount ratio, the front injection timing, and the rear injection timing (step 700).
[0063]
Next, the control range determination routine of this embodiment will be described with reference to FIG. Here, FIG. 10 is a flowchart showing the control region determination routine of step 300 of FIG.
[0064]
First, the current common rail pressure, that is, the actual injection pressure (Pcnow) is detected by the pressure sensor 15. Based on the engine speed (Ne) detected by the engine speed sensor 11 and the accelerator opening (Acc) detected by the accelerator opening sensor 13, a (Ne-thw) common rail obtained experimentally in advance. A target injection pressure (target common rail pressure: Pctrg) is calculated from the pressure map (step 321).
[0065]
Next, a pressure deviation value (ΔPc) is calculated based on the actual injection pressure (Pcnow), the target injection pressure (Pctrg), and the following equation (7) (step 322).
[Expression 7]
ΔPc = Pcnow−Pctrg
[0066]
Next, it is determined whether or not the pressure deviation value (ΔP) is larger than a predetermined value (Ksplit) (step 323). If this determination result is YES, that is, if it is determined that ΔP> Ksplit, a split injection determination flag (Xsplit) for determining “abnormal fuel injection pressure” is set (step 324), and the process proceeds to step 326. .
[0067]
If the determination result in step 323 is NO, that is, if it is determined that ΔP ≦ Ksplit, the split injection determination flag (Xsplit) is not set (step 325), and the process proceeds to step 326.
As described above, it is possible to determine whether or not the actual injection pressure is equal to or greater than the predetermined value of the target injection pressure based on the determination of the split injection determination flag (Xsplit).
[0068]
Next, it is determined whether or not the vehicle is decelerated (fuel cut). That is, it is determined whether or not the fuel cut determination flag (Xfc) is set (step 326). If this determination result is YES, that is, if it is determined that Xfc is set, the total injection amount (Qall) is set to 0 (step 327), and the deceleration history determination flag (Xsplit2) is set (step 328). ), The control range determination routine is terminated as it is (RTS).
[0069]
If the determination result in step 326 is NO, that is, if it is determined that Xfc is not set, the process proceeds to step 329.
As described above, based on the determination of the deceleration history determination flag (Xsplit2), it can be determined whether or not the vehicle is in a deceleration state.
[0070]
Next, a total injection amount (Qall) is calculated (step 329). This Qall is obtained in advance as an experiment as a two-dimensional map of the engine speed (Ne) and the accelerator opening (Acc).
[0071]
Next, the front injection amount (Qfront) is calculated (step 330). This Qfront is obtained in advance as an experiment as a two-dimensional map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall).
[0072]
Next, the post-stage injection amount (Qrear) is calculated from the total injection quantity (Qall), the pre-stage injection quantity (Qfront) obtained from steps 329 and 330, and the following equation (8) (step 331). As described above, the normal divided injection amount is calculated in steps 329, 330, and 331.
[Equation 8]
Qear = Qall-Qfront
[0073]
Next, the post injection timing (Trear) is calculated (step 332). This Treasure is obtained in advance by experiments as a two-dimensional map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall).
[0074]
Next, the pre-stage injection timing (Tfront) is calculated (step 333). This Tfront is obtained in advance by experiments as a two-dimensional map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall).
As described above, the normal pre-injection timing and post-injection timing are calculated in steps 332 and 333.
[0075]
Next, it is determined whether or not the deceleration history determination flag (Xsplit2) is set (step 334). If this determination result is NO, that is, if it is determined that Xsplit2 is not set, the control region determination routine is terminated as it is, and correction of divided injection is not performed (RTS).
[0076]
If the determination result in step 334 is YES, that is, if it is determined that Xsplit2 is set, it is determined whether or not a split injection determination flag (Xsplit) is set (step 335). If this determination result is NO, that is, if it is determined that Xsplit is not set, the deceleration history determination flag (Xsplit2) is set (step 336), the control region determination routine is terminated, and the division is finished. No injection correction is performed (RTS).
[0077]
If the determination result in step 334 is YES, that is, if it is determined that Xsplit is set, the split injection determination flag (Xsplit) and the deceleration history determination flag (Xsplit2) are set, and the fuel The cut determination flag (Xfc) is not set, that is, after deceleration, “fuel injection pressure abnormality”, and the fuel cut is released (reacceleration). The divided injection correction flag (Xsplit3) for determination is set (step 337), and the control range determination routine is terminated (RTS).
[0078]
Next, the divided injection amount ratio correction routine of this embodiment will be described with reference to FIG. FIG. 11 is a flowchart showing the divided injection amount ratio correction routine in step 400 of FIG.
[0079]
First, it is determined whether or not the split injection correction flag (Xsplit3) is set (step 421). If this determination result is NO, that is, if it is determined that Xsplit3 is not set, the divided injection amount ratio correction routine is terminated as it is (RTS).
[0080]
If the determination result in step 421 is YES, that is, if it is determined that Xsplit3 is set, the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall) are called (step 422).
[0081]
Next, a corrected divided injection amount ratio (fuel injection amount ratio) α is calculated (pre-stage and post-stage injection amount ratio changing means: step 423). As shown in FIG. 14, the corrected divided injection amount ratio α is obtained by experimentally obtaining an optimum value of the corrected divided injection amount ratio as a map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall) in advance. Yes.
[0082]
In the two-dimensional map of the rotational speed (Ne) and the total injection amount (Qall) shown in FIG. 14, the optimum value of the corrected divided injection amount ratio (α) is obtained for each Ne-Qall. For example, when the rotational speed is between Ne (n) and Ne (n + 1) and the total injection amount is between Qall (n) and Qall (n + 1), the optimum value of the corrected divided injection amount ratio is αn. To do.
[0083]
Next, the front injection amount (Qfront) is corrected based on the following equation (9) (step 424).
[Equation 9]
Qfront = Qall * α
[0084]
Next, the post injection quantity (Qrear) is corrected based on the following equation (10) (step 425). Thus, the divided injection amount ratio correction routine is finished (RTS).
[Expression 10]
Qear = Qall-Qfront
[0085]
Next, the pre-injection timing correction routine of this embodiment will be described with reference to FIG. Here, FIG. 12 is a flowchart showing a pre-injection timing correction routine of step 500 in FIG.
[0086]
First, it is determined whether or not the split injection correction flag (Xsplit3) is set (step 521). If this determination result is NO, that is, if it is determined that Xsplit3 is not set, the pre-stage injection timing correction routine is terminated as it is (RTS).
[0087]
If the determination result in step 521 is YES, that is, if it is determined that Xsplit3 is set, the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall) are called (step 522).
[0088]
Next, the corrected pre-stage injection timing β is calculated (pre-stage injection timing changing means: step 523). As shown in FIG. 15, the correction pre-stage injection timing β is experimentally obtained as a map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall) in advance.
[0089]
In the two-dimensional map of the rotational speed (Ne) and the total injection amount (Qall) shown in FIG. 15, the optimum value of the pre-correction injection timing β is obtained for each Ne-Qall. For example, when the rotational speed is between Ne (n) and Ne (n + 1) and the total injection amount is between Qall (n) and Qall (n + 1), the optimum value of the pre-correction injection timing is βn. .
[0090]
Next, the upstream injection timing (Tfront) is corrected to the corrected upstream injection timing β (step 524).
The preceding injection timing correction routine is thus completed.
[0091]
Next, the post injection timing correction routine of this embodiment will be described with reference to FIG. Here, FIG. 13 is a flowchart showing a post injection timing correction routine in step 600 of FIG.
[0092]
First, it is determined whether or not the split injection correction flag (Xsplit3) is set (step 621). If this determination result is NO, that is, if it is determined that Xsplit3 is not set, the post-injection timing correction routine is terminated as it is (RTS).
[0093]
If the determination result in step 621 is YES, that is, if it is determined that Xsplit3 is set, the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall) are called (step 622).
[0094]
Next, the corrected post injection timing γ is calculated (post injection timing changing means: step 623). As shown in FIG. 16, the corrected post-injection timing γ is experimentally obtained as an optimum value of the post-correction post-injection timing as a map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall).
[0095]
That is, in the two-dimensional map of the rotational speed (Ne) and the total injection amount (Qall) shown in FIG. 16, the optimum value of the post-correction injection timing γ is obtained for each Ne-Qall. For example, when the rotational speed is between Ne (n) and Ne (n + 1) and the total injection amount is between Qall (n) and Qall (n + 1), the optimum value of the post-correction post-injection timing is γn. .
[0096]
Next, the rear injection timing (Tfront) is corrected to the corrected rear injection timing γ (step 624).
The latter injection timing correction routine is thus completed. It should be noted that the pre-stage post-stage injection timing changing means is constituted by the correction routines of FIGS.
[0097]
Next, how to obtain the optimum values of the corrected split injection amount ratio α, the corrected pre-stage injection timing β and the corrected post-stage injection timing γ determined in the respective correction routines of FIGS. 11 to 13 is based on FIGS. explain.
[0098]
First, a method for obtaining the optimum value of the corrected divided injection amount ratio α will be described with reference to FIG. Here, FIGS. 17 (a) and 17 (b) are graphs showing the characteristics of the engine noise and the pre-stage heat generation rate peak when the corrected divided injection amount ratio α (= Qfront / Qall) changes, and FIG. It is the figure which showed the characteristic of the heat release rate in each division | segmentation injection quantity ratio at the time of correction | amendment division | segmentation injection quantity ratio (alpha) change.
[0099]
Here, the heat generation rate is calculated from the in-cylinder pressure (P), the in-cylinder volume (V), and the specific heat ratio (γ) of the engine 1 at each crank angle (θ).
## EQU11 ##
dQ / dθ = {γ / (γ−1)} · P (θ) · {dV (θ) / dθ} + {1 / (γ−1)} · V (θ) · {dP / dθ}
[0100]
When the corrected divided injection amount ratio α is small (α = α2 <α1), as shown in FIG. 17B, the fuel injection of the rear injection with respect to the fuel injection amount of the front injection (hereinafter abbreviated as the front injection amount). The amount (hereinafter abbreviated as the post injection amount) increases, and the peak of the heat generation rate due to the combustion of the post injection becomes high. Thereby, as shown to Fig.17 (a), an engine noise will deteriorate.
[0101]
Conversely, when the corrected divided injection amount ratio α is large (α = α3> α1), as shown in FIG. 17 (b), the upstream injection amount increases and the peak of the heat generation rate of the upstream injection increases. Thereby, as shown to Fig.17 (a), an engine noise will deteriorate.
[0102]
From the above, it is desirable that the corrected divided injection amount ratio α be an optimum value at which both the peak due to the combustion of the heat generation rate of the front injection and the peak due to the combustion of the heat generation rate of the rear injection are most suppressed. Therefore, as can be confirmed from FIGS. 17A and 17B, the optimum value of the corrected divided injection amount ratio α is α1.
[0103]
As shown in FIG. 14, the corrected divided injection amount ratio α of the present embodiment is experimentally obtained as a map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall) in advance. For example, when the rotational speed is between Ne (n) and Ne (n + 1) and the total injection amount is between Qall (n) and Qall (n + 1), the corrected divided injection ratio is The optimum value is αn.
[0104]
Next, a method of obtaining the optimum value of the pre-correction injection timing β will be described with reference to FIG. Here, FIG. 18A shows engine noise when the corrected pre-stage injection timing is advanced from the compression top dead center, and FIG. 18B shows the pre-stage injection in FIG. 18A. It is the figure which showed the heat release rate when performed by ((beta) 1, (beta) 2, (beta) 3).
[0105]
First, when the pre-stage injection is performed at the pre-stage injection timing (β1), the fuel of the pre-stage injection is injected into the high-temperature and high-pressure cylinder. For this reason, the peak of the heat generation rate due to the combustion of the front injection is high. Therefore, at the upstream injection timing (β1), as shown in FIG. 18A, the engine noise is deteriorated by the combustion of the upstream injection.
[0106]
When the pre-stage injection is performed at the pre-stage injection timing (β2) advanced from the compression top dead center (TDC) from β1, the fuel of the pre-stage injection is injected into the in-cylinder atmosphere temperature where the cylinder temperature is lower than β1. Therefore, the combustion of the front stage injection becomes slow. For this reason, the peak of the heat generation rate due to the combustion in the pre-injection is lower than that in the case of injecting with β1, as shown in FIG.
From the above, at the upstream injection timing (β2), the engine noise becomes low as shown in FIG. 18A by slowing down the combustion of the upstream injection, that is, suppressing the peak of the heat generation rate of the upstream injection.
[0107]
Next, when the pre-stage injection is performed at the pre-stage injection timing (β3) in which the pre-stage injection timing is further advanced from β2, the fuel in the pre-stage injection is further in-cylinder temperature than when the pre-stage injection timing is performed at β2. Since the cylinder pressure is low, the fuel is not ignited only by the front-stage injection, and combusted together with the combustion of the fuel of the rear-stage injection when the rear-stage injection is ignited. For this reason, the peak of the premixed combustion at the time of the combustion of the post-stage injection becomes higher than the pre-stage injection timing (β1, β2). Therefore, at the upstream injection timing (β3), the engine noise is deteriorated as shown in FIG. 18A due to the peak increase in the heat generation rate due to the combustion of the downstream injection.
[0108]
From the above, it is assumed that the optimum corrected upstream injection timing β is the timing at which the fuel injected by the upstream injection has advanced the most within the advance angle range that can be burned only by the upstream injection (a time that does not contribute as much as possible to the combustion of the downstream injection). . 18 (a) and 18 (b), the optimum pre-stage injection timing is β2.
[0109]
As shown in FIG. 15, the pre-correction pre-injection timing β of the present embodiment is experimentally obtained as an optimum value of the pre-correction pre-injection timing as a map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall). ing. For example, when the rotational speed is between Ne (n) and Ne (n + 1) and the total injection amount is between Qall (n) and Qall (n + 1), the optimum value of the pre-correction injection timing is βn. .
[0110]
Further, as shown in the map of FIG. 15, the pre-correction pre-injection timing β is changed according to Ne-Qall, but this is changed with a certain tendency. That is, the correction pre-stage injection timing β is advanced as the total injection amount (Qall) is increased (the load is increased). When the total injection amount (Qall) is increased, the upstream injection amount (Qfront) is also increased. This is because the advance angle range in which the secondary combustion of the front stage injection is possible is expanded, and the advance angle can be further advanced.
[0111]
Further, the corrected pre-injection timing β is advanced as the engine speed (Ne) is increased. In general, when the rotational speed (Ne) is increased, the crank angle per unit time increases, so that the ignition timing of the pre-stage injection slightly shifts to the compression top dead center (TDC) side. The reason for the advance angle is to correct this deviation.
[0112]
Next, how to obtain the optimum value of the corrected post-injection timing γ will be described with reference to FIGS. 19 and 20. Here, FIG. 19A shows engine noise when the post-correction post-correction timing γ is changed when the total injection amount (Qall) is small (load is low), and FIG. 19B shows the total noise. It is the figure which showed the heat release rate when changing the correction | amendment post injection timing (gamma) in case injection quantity (Qall) is small.
[0113]
When the total injection amount (Qall) is small, the subsequent injection amount (Qrear) is also small. For this reason, even if the post-injection timing is retarded from compression top dead center (TDC) from γ1 to γ2, there is almost no increase in the fuel during the ignition delay period due to the increase in the ignition delay period of the post-injection, and the premixed combustion amount There is almost no increase. Therefore, the engine noise does not deteriorate as shown in FIG.
[0114]
However, if the post-injection timing is further retarded from TDC from γ2 to γ3, the engine noise will be reduced, but it will be misfiring. As a result, the THC emission amount increases and the drivability deteriorates. Therefore, the optimum value (γ) of the post-injection timing at low load is an injection timing that does not cause misfiring. In FIGS. 19A and 19B, γ1 or γ2 is set as the optimum value of the post-injection timing.
[0115]
Here, FIG. 20A is a diagram showing engine noise when the post-correction post-correction timing γ is changed when the total injection amount (Qall) is large (the load is high), and FIG. It is the figure which showed the heat release rate when changing the correction | amendment post-stage injection timing (gamma) in case injection quantity (Qall) is large.
[0116]
When the total injection amount (Qall) is large, the post injection amount (Qrear) is also large. For this reason, when the post injection timing is retarded from TDC from γ1 to γ2, the fuel during the ignition delay period due to the increase in the ignition delay period of the post injection also increases, the premixed combustion amount increases, and the peak of the premixed combustion also increases. To increase. Therefore, as shown in FIG. 20A, the engine noise is deteriorated.
[0117]
However, if the post-injection timing is further retarded from TDC from γ2 to γ3, engine noise is reduced, but misfire is felt. As a result, the THC emission amount increases and the drivability deteriorates. Therefore, the optimum value (γ) of the post-injection timing at a high load is set in the vicinity of TDC that can suppress an increase in the peak of premixed combustion due to the ignition delay. 20 (a) and 20 (b), γ1 is set as the optimum value for the post-injection timing.
[0118]
In summary, the corrected post-injection timing γ is advanced to the timing at which the peak of the premixed combustion in the post-injection can be most suppressed with the vicinity of TDC as a limit.
[0119]
As shown in FIG. 16, the corrected post-injection timing γ of the present embodiment is experimentally obtained as an optimum value of the post-correction post-injection timing as a map of the engine speed (Ne) and the total injection amount (Qall). ing. For example, when the rotational speed is between Ne (n) and Ne (n + 1) and the total injection amount is between Qall (n) and Qall (n + 1), the optimum value of the post-correction post-injection timing is γn. .
[0120]
The post-correction post-injection timing γ is changed according to Ne-Qall as shown in the map of FIG. 16, but this is changed with a certain tendency. That is, when the total injection amount (Qall) is small (when the engine load is small), if the post-correction post-injection timing γ is not misfired and is not advanced to near TDC, the engine load increases. Then, advance to near TDC. This is because the noise of the engine is reduced by suppressing the peak of the premixed combustion in the post injection.
[0121]
Further, the corrected post-injection timing γ is advanced as the engine speed (Ne) is increased. In general, when the rotational speed (Ne) is increased, the crank angle per unit time is increased, so that the ignition timing of the subsequent injection is retarded. The reason for retarding is to correct this deviation.
[0122]
Here, FIG. 21 shows the injection pressure from deceleration to reacceleration, fuel cut determination flag (Xfc), split injection determination flag (Xsplit), deceleration history determination flag (Xsplit2), split injection correction flag (Xsplit3), and total injection amount. It is the time chart which showed the change of (Qall).
[0123]
When the fuel cut determination flag (Xfc) is not set, the divided injection determination flag (Xsplit) is set, and the deceleration history determination flag (Xsplit2) is set, the divided injection correction flag (Xsplit3) ) Is set and corrected to the optimum divided injection.
[0124]
This effect is shown in FIG. FIG. 22 is a diagram showing engine noise under engine operating conditions when an arbitrary fuel injection pressure abnormality occurs during reacceleration after deceleration. According to this, for each engine operating condition, engine noise can be reduced by control (divided injection at high common rail pressure) compared to no control (normal injection at high common rail pressure) by optimal divided injection correction. Can do.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a system diagram schematically showing an overall configuration of an electronically controlled injection system for a diesel engine (first embodiment).
FIG. 2 is a flowchart showing a base routine to which a divided injection amount ratio change control at a high common rail pressure is added when the engine is started (first embodiment).
FIG. 3 is a flowchart showing a control range determination routine (first embodiment).
FIG. 4 is a flowchart showing a divided injection amount ratio correction routine (first embodiment).
5A is a characteristic diagram showing a basic predetermined value with respect to the engine speed, and FIG. 5B is a characteristic diagram showing a predetermined value water temperature correction coefficient with respect to a cooling water temperature (first embodiment).
FIG. 6 is a two-dimensional map for Ne-thw of a divided injection amount ratio (first embodiment).
FIG. 7 is a time chart showing changes in engine noise, injection pressure, and determination flags when the engine is started (first embodiment).
FIGS. 8A and 8B are graphs showing comparison results of pressure increase rates when control is not performed and when control is performed in the first explosion (first embodiment). FIGS.
FIG. 9 is a flowchart showing a base routine to which divided injection correction control at a high common rail pressure is added at the time of reacceleration after deceleration (second embodiment).
FIG. 10 is a flowchart showing a control range determination routine (second embodiment).
FIG. 11 is a flowchart showing a divided injection amount ratio correction routine (second embodiment).
FIG. 12 is a flowchart showing a pre-injection timing correction routine (second embodiment).
FIG. 13 is a flowchart showing a post-injection timing correction routine (second embodiment).
FIG. 14 is a two-dimensional map for Ne-Qall of a corrected divided injection amount ratio α (second embodiment).
FIG. 15 is a two-dimensional map for Ne-Qall of the corrected pre-injection timing β (second embodiment).
FIG. 16 is a two-dimensional map for Ne-Qall of the corrected post-injection timing γ (second embodiment).
FIGS. 17A and 17B are graphs showing characteristics of engine noise and pre-stage heat generation rate peak when the corrected divided injection amount ratio α is changed, and FIG. 17C is a graph when the corrected divided injection amount ratio α is changed; It is the graph which showed the characteristic of the heat release rate in each division | segmentation injection quantity ratio (2nd Example).
FIG. 18A is a graph showing engine noise characteristics when the corrected pre-injection timing β is changed, and FIG. 18B is a graph showing heat generation rate characteristics at each pre-injection timing when the corrected pre-injection timing β is changed. It is a graph (2nd Example).
FIG. 19A is a graph showing engine noise characteristics at low load when the corrected post-injection timing γ changes, and FIG. 19B is a graph showing low load at each post-injection timing when the corrected post-injection timing γ changes. It is the graph which showed the characteristic of the heat release rate of (2nd Example).
FIG. 20A is a graph showing the characteristics of engine noise at a high load when the corrected post-injection timing γ changes, and FIG. 20B is a graph showing the high load at each post-injection timing when the corrected post-injection timing γ changes. It is the graph which showed the characteristic of the heat release rate of (2nd Example).
FIG. 21 is a time chart showing changes in injection pressure, determination flags, and total injection amount from deceleration to reacceleration (second embodiment).
FIGS. 22A and 22B are graphs showing comparison results of engine noise under an arbitrary high injection pressure operation condition during re-acceleration (second embodiment). FIGS.
[Explanation of symbols]
1 engine (diesel engine)
2 Fuel tank
3 Feed pump
4 Fuel injection pump
5 Common rail
6 High-pressure pipe
7 Injector (fuel injection valve)
8 Solenoid valve for adjustment
9 Solenoid valve for control
10 ECU (target injection pressure determining means, fuel injection pressure abnormality determining means, front / rear injection quantity ratio changing means)
11 Engine speed sensor (operating state detection means)
12 Accelerator pedal
13 Accelerator opening sensor (operating state detection means)
14 Cooling water temperature sensor (operating state detection means)
15 Pressure sensor (Injection pressure detection means)

Claims

内燃機関の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
この運転状態検出手段にて検出した前記内燃機関の運転状態に基づいて、減速後の再加速時であるか否かを判定する減速後再加速時判定手段と、
この減速後再加速時判定手段によって減速後の再加速時であると判定された際に、１行程で行う燃料噴射を前段噴射と後段噴射とに２分割する分割噴射制御を行う分割噴射制御手段と
を備え、
前記分割噴射制御手段は、前記内燃機関に噴射される実際の噴射圧力を検出する噴射圧力検出手段、
前記運転状態検出手段にて検出した運転状態に基づいて、前記内燃機関に噴射する目標噴射圧力を決定する目標噴射圧力決定手段、
前記噴射圧力検出手段にて検出した実際の噴射圧力と前記目標噴射圧力決定手段にて決定した目標噴射圧力との圧力偏差が判定値以上の時に、燃料噴射圧力異常であると判定する燃料噴射圧力異常判定手段と、
この燃料噴射圧力異常判定手段によって前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射の燃料噴射時期および前記後段噴射の燃料噴射時期を変更する前段後段噴射時期変更手段
を有し、
前記前段後段噴射時期変更手段は、前記運転状態検出手段にて検出した運転状態に基づいて、前記前段噴射の燃料噴射時期または前記後段噴射の燃料噴射時期の少なくとも一方を進角し、
前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射による噴射燃料が前記前段噴射のみで燃焼可能な進角範囲内で最も進角した時期で前記前段噴射を行うことを特徴とする内燃機関用燃料噴射装置。An operating state detecting means for detecting an operating state of the internal combustion engine;
Based on the operating state of the internal combustion engine detected by the operating state detecting unit, a post-deceleration re-acceleration determining unit that determines whether or not the re-acceleration is performed after deceleration,
Split injection control means for performing split injection control that divides the fuel injection performed in one stroke into two parts, the front stage injection and the rear stage injection, when the post-deceleration re-acceleration determination unit determines that the re-acceleration after deceleration And
The divided injection control means is an injection pressure detecting means for detecting an actual injection pressure injected into the internal combustion engine,
Target injection pressure determining means for determining a target injection pressure to be injected into the internal combustion engine based on the operating state detected by the operating state detecting means;
Fuel injection pressure that determines that the fuel injection pressure is abnormal when the pressure deviation between the actual injection pressure detected by the injection pressure detection means and the target injection pressure determined by the target injection pressure determination means is greater than or equal to a determination value An abnormality determination means;
When the fuel injection pressure abnormality determining means determines that the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection pressure abnormality determining means includes a front-stage rear-stage injection timing changing means for changing the fuel injection timing of the front-stage injection and the fuel injection timing of the rear-stage injection,
The front-stage / post-stage injection timing changing means advances at least one of the fuel injection timing of the front-stage injection or the fuel injection timing of the rear-stage injection based on the operating state detected by the operating state detecting means,
When it is determined that the fuel injection pressure is abnormal, the pre-stage injection is performed at a time when the fuel injected by the pre-stage injection is advanced most in an advance angle range combustible only by the pre-stage injection. A fuel injection device for an internal combustion engine.

内燃機関の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
この運転状態検出手段にて検出した前記内燃機関の運転状態に基づいて、減速後の再加速時であるか否かを判定する減速後再加速時判定手段と、
この減速後再加速時判定手段によって減速後の再加速時であると判定された際に、１行程で行う燃料噴射を前段噴射と後段噴射とに２分割する分割噴射制御を行う分割噴射制御手段と
を備え、
前記分割噴射制御手段は、前記内燃機関に噴射される実際の噴射圧力を検出する噴射圧力検出手段、
前記運転状態検出手段にて検出した運転状態に基づいて、前記内燃機関に噴射する目標噴射圧力を決定する目標噴射圧力決定手段、
前記噴射圧力検出手段にて検出した実際の噴射圧力と前記目標噴射圧力決定手段にて決定した目標噴射圧力との圧力偏差が判定値以上の時に、燃料噴射圧力異常であると判定する燃料噴射圧力異常判定手段と、
この燃料噴射圧力異常判定手段によって前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射の燃料噴射時期および前記後段噴射の燃料噴射時期を変更する前段後段噴射時期変更手段
を有し、
前記前段後段噴射時期変更手段は、前記運転状態検出手段にて検出した運転状態に基づいて、前記前段噴射の燃料噴射時期または前記後段噴射の燃料噴射時期の少なくとも一方を進角し、
前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記後段噴射の燃料噴射時期を、圧縮上死点近傍を限界として、前記後段噴射の予混合燃焼の熱発生率のピークを最も抑制できる時期まで進角することを特徴とする内燃機関用燃料噴射装置。An operating state detecting means for detecting an operating state of the internal combustion engine;
Based on the operating state of the internal combustion engine detected by the operating state detecting unit, a post-deceleration re-acceleration determining unit that determines whether or not the re-acceleration is performed after deceleration,
Split injection control means for performing split injection control that divides the fuel injection performed in one stroke into two parts, the front stage injection and the rear stage injection, when the post-deceleration re-acceleration determination unit determines that the re-acceleration after deceleration And
The divided injection control means is an injection pressure detecting means for detecting an actual injection pressure injected into the internal combustion engine,
Target injection pressure determining means for determining a target injection pressure to be injected into the internal combustion engine based on the operating state detected by the operating state detecting means;
Fuel injection pressure that determines that the fuel injection pressure is abnormal when the pressure deviation between the actual injection pressure detected by the injection pressure detection means and the target injection pressure determined by the target injection pressure determination means is greater than or equal to a determination value An abnormality determination means;
When the fuel injection pressure abnormality determining means determines that the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection pressure abnormality determining means includes a front-stage rear-stage injection timing changing means for changing the fuel injection timing of the front-stage injection and the fuel injection timing of the rear-stage injection,
The front-stage / post-stage injection timing changing means advances at least one of the fuel injection timing of the front-stage injection or the fuel injection timing of the rear-stage injection based on the operating state detected by the operating state detecting means,
When it is determined that the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection timing of the post-injection is limited to the vicinity of the compression top dead center, and the peak of the heat generation rate of the premix combustion of the post-injection can be most suppressed A fuel injection device for an internal combustion engine, which is advanced to

請求項１または請求項２に記載の内燃機関用燃料噴射装置において、
前記運転状態検出手段は、前記内燃機関の機関回転数を検出する機関回転数検出手段、前記内燃機関の機関負荷を検出する機関負荷検出手段、あるいは前記内燃機関の機関冷却水温を検出する機関冷却水温検出手段のうちのいずれか１つ以上であることを特徴とする内燃機関用燃料噴射装置。The fuel injection device for an internal combustion engine according to claim 1 or 2 ,
The operating state detecting means is an engine speed detecting means for detecting an engine speed of the internal combustion engine, an engine load detecting means for detecting an engine load of the internal combustion engine, or an engine cooling for detecting an engine cooling water temperature of the internal combustion engine. A fuel injection device for an internal combustion engine, comprising at least one of water temperature detection means .

内燃機関の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
この運転状態検出手段にて検出した前記内燃機関の運転状態に基づいて、減速後の再加速時であるか否かを判定する減速後再加速時判定手段と、
この減速後再加速時判定手段によって減速後の再加速時であると判定された際に、１行程で行う燃料噴射を前段噴射と後段噴射とに２分割する分割噴射制御を行う分割噴射制御手段と
を備え、
前記分割噴射制御手段は、前記内燃機関に噴射される実際の噴射圧力を検出する噴射圧力検出手段、
前記運転状態検出手段にて検出した運転状態に基づいて、前記内燃機関に噴射する目標噴射圧力を決定する目標噴射圧力決定手段、
前記噴射圧力検出手段にて検出した実際の噴射圧力と前記目標噴射圧力決定手段にて決定した目標噴射圧力との圧力偏差が判定値以上の時に、燃料噴射圧力異常であると判定する燃料噴射圧力異常判定手段、
この燃料噴射圧力異常判定手段によって前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射の燃料噴射時期および前記後段噴射の燃料噴射時期を変更する前段後段噴射時期変更手段と、
前記燃料噴射圧力異常判定手段によって前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射と前記後段噴射との燃料噴射量比を変更する前段後段噴射量比変更手段と
を有し、
前記前段後段噴射時期変更手段は、前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射の燃料噴射時期を、前記前段噴射による噴射燃料が前記前段噴射のみで燃焼可能な進角範囲内で最も進角した時期とし、
前記前段後段噴射量比変更手段は、前記前段噴射による燃焼強度と前記後段噴射による燃焼強度とがほぼ同等になるように変更することを特徴とする内燃機関用燃料噴射装置。An operating state detecting means for detecting an operating state of the internal combustion engine;
Based on the operating state of the internal combustion engine detected by the operating state detecting unit, a post-deceleration re-acceleration determining unit that determines whether or not the re-acceleration is performed after deceleration,
Split injection control means for performing split injection control that divides the fuel injection performed in one stroke into two parts, the front stage injection and the rear stage injection, when the post-deceleration re-acceleration determination unit determines that the re-acceleration after deceleration And
The divided injection control means is an injection pressure detecting means for detecting an actual injection pressure injected into the internal combustion engine,
Target injection pressure determining means for determining a target injection pressure to be injected into the internal combustion engine based on the operating state detected by the operating state detecting means;
Fuel injection pressure that determines that the fuel injection pressure is abnormal when the pressure deviation between the actual injection pressure detected by the injection pressure detection means and the target injection pressure determined by the target injection pressure determination means is greater than or equal to a determination value Abnormality determination means,
When the fuel injection pressure abnormality determining means determines that the fuel injection pressure is abnormal, the front stage rear stage injection timing changing means for changing the fuel injection timing of the front stage injection and the fuel injection timing of the rear stage injection;
When the fuel injection pressure abnormality determining means determines that the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection pressure abnormality determining means includes a front-stage rear-stage injection amount ratio changing means for changing a fuel injection amount ratio between the front-stage injection and the rear-stage injection,
The front succeeding injection timing changing means, wherein when it is determined that the fuel injection pressure abnormality, the fuel injection timing of the preceding injection, combustible advance range the fuel injected by the preceding injection is only the first stage injection Within the most advanced time,
The fuel injection device for an internal combustion engine, wherein the front-stage and rear-stage injection amount ratio changing means changes the combustion intensity by the front-stage injection and the combustion intensity by the rear-stage injection to be substantially equal.

内燃機関の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
この運転状態検出手段にて検出した前記内燃機関の運転状態に基づいて、減速後の再加速時であるか否かを判定する減速後再加速時判定手段と、
この減速後再加速時判定手段によって減速後の再加速時であると判定された際に、１行程で行う燃料噴射を前段噴射と後段噴射とに２分割する分割噴射制御を行う分割噴射制御手段と
を備え、
前記分割噴射制御手段は、前記内燃機関に噴射される実際の噴射圧力を検出する噴射圧力検出手段、
前記運転状態検出手段にて検出した運転状態に基づいて、前記内燃機関に噴射する目標噴射圧力を決定する目標噴射圧力決定手段、
前記噴射圧力検出手段にて検出した実際の噴射圧力と前記目標噴射圧力決定手段にて決定した目標噴射圧力との圧力偏差が判定値以上の時に、燃料噴射圧力異常であると判定する燃料噴射圧力異常判定手段、
この燃料噴射圧力異常判定手段によって前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射の燃料噴射時期および前記後段噴射の燃料噴射時期を変更する前段後段噴射時期変更手段と、
前記燃料噴射圧力異常判定手段によって前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記前段噴射と前記後段噴射との燃料噴射量比を変更する前段後段噴射量比変更手段と
を有し、
前記前段後段噴射時期変更手段は、前記燃料噴射圧力異常であると判定された際に、前記後段噴射の燃料噴射時期を、圧縮上死点近傍を限界として、前記後段噴射の予混合燃焼の熱発生率のピークを最も抑制できる時期まで進角し、
前記前段後段噴射量比変更手段は、前記前段噴射による燃焼強度と前記後段噴射による燃焼強度とがほぼ同等になるように変更することを特徴とする内燃機関用燃料噴射装置。An operating state detecting means for detecting an operating state of the internal combustion engine;
Based on the operating state of the internal combustion engine detected by the operating state detecting unit, a post-deceleration re-acceleration determining unit that determines whether or not the re-acceleration is performed after deceleration,
Split injection control means for performing split injection control that divides the fuel injection performed in one stroke into two parts, the front stage injection and the rear stage injection, when the post-deceleration re-acceleration determination unit determines that the re-acceleration after deceleration And
The divided injection control means is an injection pressure detecting means for detecting an actual injection pressure injected into the internal combustion engine,
Target injection pressure determining means for determining a target injection pressure to be injected into the internal combustion engine based on the operating state detected by the operating state detecting means;
Fuel injection pressure that determines that the fuel injection pressure is abnormal when the pressure deviation between the actual injection pressure detected by the injection pressure detection means and the target injection pressure determined by the target injection pressure determination means is greater than or equal to a determination value Abnormality determination means,
When the fuel injection pressure abnormality determining means determines that the fuel injection pressure is abnormal, the front stage rear stage injection timing changing means for changing the fuel injection timing of the front stage injection and the fuel injection timing of the rear stage injection;
When the fuel injection pressure abnormality determining means determines that the fuel injection pressure is abnormal, the fuel injection pressure abnormality determining means includes a front-stage rear-stage injection amount ratio changing means for changing a fuel injection amount ratio between the front-stage injection and the rear-stage injection,
The front succeeding injection timing changing means, when the is determined that the fuel injection pressure abnormality, the succeeding injection fuel injection timing of the compression top near dead center as limit, the succeeding injection of premixed combustion heat Advance to the time when the peak of the incidence rate can be most suppressed,
The fuel injection device for an internal combustion engine, wherein the front-stage and rear-stage injection amount ratio changing means changes the combustion intensity by the front-stage injection and the combustion intensity by the rear-stage injection to be substantially equal.