JP4743551B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は内燃機関の制御装置に関する。

ディーゼルエンジンなど、空燃比が理論空燃比よりも高いリーン燃焼を基本とする内燃機関においては、しばしば理論空燃比以下のリッチ燃焼への切り替えが行われる。例えばエンジンから排出された窒素酸化物（ＮＯｘ）を浄化する目的で排気管にＮＯｘ触媒（ＬＮＴ：Ｌｅａｎ ＮＯｘ Ｔｒａｐ）が装備されている場合、リーン雰囲気でＬＮＴにＮＯｘを吸蔵させて、間隔を置いてリッチ雰囲気に切り替えることによって吸蔵されたＮＯｘを無害な窒素に還元する。また、基本とするリーン燃焼の場合においても、例えば加速時などに吸気系制御がうまくいかないことによって、空燃比が目標よりリッチ側にずれる場合がある。

リーン燃焼からリッチ燃焼への切替時には、吸気スロットルを絞り、排気ガス再循環（ＥＧＲ：Ｅｘｈａｕｓｔ Ｇａｓ Ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎ）のバルブを開き、空気過剰率などの吸気系目標を急変する。その場合、空気過剰率などの吸気系制御量はすぐに目標に追従するわけでなく、遷移期間があるため、着火時期が適合状態から大きく乖離することがある。着火時期が適合状態から乖離すると、最適な着火時期よりも進角側では燃焼が進行しすぎて例えば騒音や過大なトルクといった不具合が発生する。逆に最適な着火時期よりも遅角側では、例えば失火したり、排気中の未燃燃料の増加や過小なトルクといった不具合が発生する。この現象は、加速時に空燃比ずれが起きたときにも、発生する。

この問題に対し、下記特許文献１では、リーン燃焼からリッチ燃焼への切り替えの過渡状態において、リッチ燃焼、リーン燃焼それぞれの噴射時期を時々刻々の空気過剰率に応じて補間して現在の噴射時期を算出する技術が開示されている。同文献では、この手法によって適切な噴射時期が算出されることで着火時期を目標値に追従させることができると主張されている。

特開２００５−４８７２４号公報

図６には特許文献１による（ａ）吸気スロットル開度、（ｂ）ＥＧＲバルブ開度、（ｃ）空気過剰率、（ｄ）噴射時期指令値、（ｅ）着火時期の時間推移の例が示されている。時刻ｔ０においてリーン燃焼からリッチ燃焼へと切り替えられるとする。図６のとおりリーン燃焼からリッチ燃焼へ切り替えられることによって、（ａ）吸気スロットル開度は減少され、（ｂ）ＥＧＲバルブ開度は増加される。これにより吸気が絞られて還流される排気量は増えるので、（ｃ）空気過剰率は徐々に減少していく。

そして特許文献１の手法によって、時々刻々の（ｄ）噴射時期指令値が算出される。リッチ燃焼においては不完全燃焼となる傾向が強いことによってエンジンからの煤の排出が多くなる不具合が知られている。そのためリッチ燃焼においては目標着火時期を遅くすることによって、噴射時期から着火時期までの時間を十分とって燃料と空気とが十分に混合して不完全燃焼を回避する場合がある。図６でも着火時期の目標値を遅角側に設定してある。しかし図６に示された従来技術の例では、実際の（ｅ）着火時期が目標値ほど遅くできていない。

図６のような不具合が発生する原因は、過渡状態における噴射時期の指令値が適切に算出されなかったことであるとみなされる。特許文献１においては空気過剰率のみを用いてリーンとリッチでの燃料噴射時期を補間して過渡状態での燃料噴射時期を算出しているが、空気過剰率の情報のみが最適な燃料噴射時期の算出に関係する要素ではない。発明者の知見によれば、筒内酸素量などが急変する状況において精度良く適切な燃料噴射時期を算出するためには、以下の要素も考慮する必要がある。

まず着火時期が早いか遅いかによって着火遅れ期間が異なることを考慮する必要がある。一般に着火時期が上死点から遠ざかるほど着火遅れ期間が長くなる特性がある。上でも述べたが、一般にリッチ燃焼ではリーン燃焼よりも着火遅れ期間を長くして、燃料と空気とを十分に混合して煤の排出を抑制する。したがってリッチ燃焼時とリーン燃焼時においては着火時期が異なるように制御されるので、それにより着火遅れ期間も異なることを考慮しないと、適切な噴射時期は得られない。

またパイロット噴射の有無、さらにはパイロット噴射における噴射量、噴射時期によっても着火遅れ期間が影響を受ける。パイロット噴射とは、メイン噴射よりも前に少量の燃料を噴射することであり、これにより着火前の燃料と空気との混合が促進される効果がある。燃料と空気の混合が促進されると不完全燃焼が抑制されるので例えば煤の排出が抑えられる。一般にパイロット噴射量が大きいほど、またパイロット噴射時期がメイン噴射に近いほど着火遅れ期間は短くなる特性がある。

このように着火時期やパイロット噴射によって着火遅れ期間は増減する。したがって、こうした着火遅れ期間の増減を考慮しないと、筒内酸素量が急変する状態では適切な噴射時期が算出できない。特許文献１は、これらの要素を考慮にいれずに、単純に着火遅れ期間は常に一定とみなして噴射時期を算出しているのみであると言える。

そこで本発明が解決しようとする課題は、上記問題点に鑑み、着火時期やパイロット噴射の噴射量や噴射時期といった空気過剰率以外の要因も考慮して、筒内酸素量などが急変する状態において適切な噴射量指令値を算出する内燃機関の制御装置を提供することである。

課題を解決するための手段及び発明の効果

上記課題を解決するために、本発明の内燃機関の制御装置は、内燃機関において理論空燃比における筒内酸素量と比較して現在の筒内酸素量がどれだけ多いかを示す空気過剰率相当値を推定する推定手段と、リーン燃焼とリッチ燃焼とにおける空気過剰率相当値での着火遅れ期間の一次補間による前記推定手段によって推定された空気過剰率相当値における着火遅れ期間の算出と、着火時期が上死点から離れると着火遅れ期間を大きくするように補正する着火時期による着火遅れ期間の補正と、パイロット噴射量が大きいと着火遅れ期間を小さく、パイロット噴射時期がメイン噴射時期に近いと着火遅れ期間を小さくするように補正するパイロット噴射量及びパイロット噴射時期による着火遅れ期間の補正と、により、前記推定手段によって推定された空気過剰率相当値における前記着火遅れ期間を算出する第１の算出手段と、その第１の算出手段によって算出された前記着火遅れ期間を着火時期の目標値から減じた値を、前記内燃機関における燃料の噴射時期の指令値として算出する第２の算出手段とを備えたことを特徴とする。

これにより本発明の内燃機関の制御装置では、内燃機関における少なくとも２つの空気過剰率相当値における前記内燃機関での着火遅れ期間から、推定された空気過剰率相当値における着火遅れ期間を算出し、その値を着火時期の目標値から減じて内燃機関における燃料の噴射時期の指令値を算出するので、現在の空気過剰率相当値に応じて内燃機関における燃料の噴射時期の指令値を適切に算出できる。よって適切に算出された燃料の噴射時期によって、筒内酸素量が急変する状況でもトルク変動や未燃ＨＣ排出量や騒音を抑制する制御装置が実現できる。

また前記第１の算出手段は、前記着火時期の目標値により補正して前記着火遅れ期間を算出する第１の補正手段を備えたとしてもよい。

これにより着火遅れ期間を着火時期の目標値によって補正するので、着火時期の違いによって着火遅れ期間が異なることに対処できる。よって補正された着火遅れ期間を用いて燃料噴射時期を適切に算出するので、筒内酸素量が急変する状況でもトルク変動や未燃ＨＣ排出量や騒音を抑制する制御装置が実現できる。

また前記第１の算出手段は、パイロット噴射における噴射量と噴射時期との少なくとも一方により補正して前記着火遅れ期間を算出する第２の補正手段を備えたとしてもよい。

これにより着火遅れ期間をパイロット噴射における噴射量と噴射時期との少なくとも一方によって補正するので、着火時期の違いによって着火遅れ期間が異なることに対処できる。よって補正された着火遅れ期間を用いて燃料噴射時期を適切に算出するので、筒内酸素量が急変する状況でもトルク変動や未燃ＨＣ排出量や騒音を抑制する制御装置が実現できる。

また前記内燃機関における少なくとも２つの前記空気過剰率相当値での前記内燃機関での着火時期の目標値から、前記推定手段によって推定された空気過剰率相当値における前記着火時期の目標値を算出する第３の算出手段を備え、前記第２の算出手段において用いられる前記着火時期の目標値は、前記第３の算出手段によって算出された前記着火時期の目標値であるとしてもよい。

これにより少なくとも２つの空気過剰率相当値における着火時期の目標値から推定された空気過剰率相当値における着火時期の目標値を算出するので、現在の空気過剰率相当値における適切な着火時期の目標値を算出できる。よって適切に算出された着火時期の目標値によって、筒内酸素量が急変する状況でもトルク変動や未燃ＨＣ排出量や騒音を抑制する制御装置が実現できる。

また前記排気通路から吸気通路へ排気を還流する排気還流通路を備え、前記推定手段は、前記吸気通路への吸入空気量と前記排気還流通路への排気の還流量とから前記内燃機関の空気過剰率相当値を推定するとしてもよい。

これにより推定手段によって吸気通路への吸入空気量と排気還流通路への排気の還流量とから酸素量を推定するので、精度よく空気過剰率相当値が推定できる。そして精度のよい空気過剰率相当値の推定値を用いて、その空気過剰率相当値における着火時期の目標値や着火遅れ期間を適切に算出できる。よって適切な着火時期の目標値や着火遅れ期間から適切な噴射時期を算出して、筒内酸素量が急変する状況でもトルク変動や未燃ＨＣ排出量や騒音を抑制する制御装置が実現できる。

また前記推定手段において、前記排気の還流量は、前記内燃機関の筒内へ吸入されるガス量と前記吸気通路への吸気量との差分から算出されるとしてもよい。また前記排気通路における排気温度を計測する排気温度計測手段と、前記排気通路における排気圧力を計測する排気圧力計測手段とを備え、前記推定手段において、前記内燃機関の筒内へ吸入されるガス量は、前記排気温度計測手段によって計測された排気温度と前記排気圧力計測手段によって計測された排気圧力から算出されるとしてもよい。さらに前記推定手段において、前記内燃機関の筒内へ吸入されるガス量は、吸気マニホールドにおける圧力と温度とから算出されるとしてもよい。こうした手法により空気過剰率相当値を精度よく推定できる。そして精度のよい空気過剰率相当値の推定値を用いて、その空気過剰率相当値における着火時期の目標値や着火遅れ期間を適切に算出できる。よって適切な着火時期の目標値や着火遅れ期間から適切な噴射時期を算出して、筒内酸素量が急変する状況でもトルク変動や未燃ＨＣ排出量や騒音を抑制する制御装置が実現できる。

以下、本発明の実施形態を図面を参照しつつ説明する。まず図１は、本発明に係る内燃機関の制御装置１の一実施形態の装置構成の概略図である。

図１には、４気筒のディーゼルエンジン２（以下では単にエンジンと称する）に対して構成された制御装置１の例が示されている。図１の内燃機関及び制御装置１は主に、エンジン２、吸気管３、排気管４、排気還流管５からなる。

吸気管３から吸気マニホールド３５を通ってエンジン２に空気（新気、吸気）が供給される。吸気管３にはエアフロメータ３１、吸気スロットル３２が配置されている。エアフロメータ３１は吸気量を計測する。ここでの吸気量は例えば単位時間当たりの質量流量とすればよい。

また吸気スロットル３２の開度が調節されることによってエンジン２に供給される吸気量が増減する。また吸気マニホールド３５には吸気圧センサ３３と吸気温度センサ３４とが装備されている。吸気圧センサ３３によって吸気マニホールド内の吸気圧力が計測される。吸気温度センサ３４によって吸気マニホールド内の吸気の温度が計測される。また吸気スロットル３２の前後に差圧センサ３６が装備されている。差圧センサ３６によって吸気スロットル３２の前後差圧が計測される。

エンジン２にはインジェクタ２１、エンジン回転数センサ２２が装備されている。インジェクタ２１からの噴射によってシリンダ内に燃料が供給される。エンジン回転数センサ２２によってエンジン２の（単位時間あたりの）回転数が計測される。エンジン回転数センサ２２は、例えばエンジン２から連結されたクランクの回転角度を計測するクランク角センサとすればよい。そしてクランク角センサの検出値がＥＣＵ１０へ送られてエンジン２の回転数が算出されるとすればよい。

またエンジン２に接続された排気管４へ排気が排出される。排気管４にはＡ／Ｆセンサ４１、排気温度センサ４２、排気圧力センサ４３が配置されている。Ａ／Ｆセンサ４１によって、空燃比（Ａ／Ｆ）の値が計測される。排気温度センサ４２によって排気温度が計測される。排気圧力センサ４３によって排気圧力が計測される。

排気還流管５（ＥＧＲ管）は、排気管４から吸気管３への排気ガス再循環（ＥＧＲ）をおこなう。ＥＧＲ管５にはＥＧＲバルブ５１が装備されている。ＥＧＲバルブ５１の開閉によって排気の還流量が調節される。

また排気管４の途中には、ＬＮＴ６が装備されている。ＬＮＴ６は例えばセラミック製の基材上に担体の層が形成されて、担体上に吸蔵剤と触媒とが担持された構造であるとすればよい。担体としては例えばガンマアルミナを用いれば表面の凹凸による大きな表面積によって多くの吸蔵剤、触媒が担持できて好適である。また吸蔵剤としては例えばバリウム、リチウム、カリウムなど、触媒としては例えば白金などを用いればよい。

ＬＮＴ６においては、理論空燃比よりも燃料が希薄な（通常、Ａ／Ｆ値（空燃比値）は１７以上）リーン雰囲気時に排気中のＮＯｘが吸蔵剤に吸蔵される。そして理論空燃比よりも燃料が過剰な（通常、Ａ／Ｆ値は１４．５以下）リッチ雰囲気に空燃比が調節され、所定の温度条件（例えば触媒が機能するために摂氏３００度以上。）が満たされると、吸蔵剤に吸蔵されていたＮＯｘが、燃料中の成分から生成された還元剤によって還元されて無害な窒素となって排出される。リッチ雰囲気を形成するためにはリッチ燃焼と呼ばれる手法がある。リッチ燃焼では、吸入空気量を減らすとともにインジェクタ２１からのメイン噴射量を増量してリッチ雰囲気が形成される。

上で述べたエアフロメータ３１、吸気圧センサ３３、吸気温度センサ３４、差圧センサ３６、エンジン回転数センサ２２、Ａ／Ｆセンサ４１、排気温度センサ４２、排気圧力センサ４３の計測値は電子制御装置７（ＥＣＵ：Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｕｎｉｔ）へ送られる。またＥＣＵ７によりインジェクタ２１によるエンジン２への燃料噴射のタイミングや噴射量、吸気スロットル３２とＥＧＲバルブ５１との開度調節が制御される。ＥＣＵ７は通常のコンピュータの構造を有するとし、各種演算をおこなうＣＰＵや各種情報の記憶を行うメモリ７１を備えるとすればよい。

本実施例では以上の装置構成のもとで、リーン雰囲気からリッチ雰囲気に切り替えた後でまだリッチ燃焼の定常状態に達していない過渡状態でのインジェクタ２１による燃料の噴射時期の算出処理を行う。その処理手順は図２に示されている。図２の処理がＥＣＵ７によって例えば周期的に、かつ自動的に実行されるとすればよい。なお図２の各処理が行われている時点を現在と称する。

まず手順Ｓ１０でＥＣＵ７はエンジン２の空気過剰率を算出する。空気過剰率は、同じ燃料噴射量における現在の筒内酸素量（重量）と理論空燃比での筒内酸素量（重量）との比である。現在の筒内酸素重量は吸気管３から吸入される吸入酸素重量と、ＥＧＲ管５を通って還流される還流酸素重量との和として算出する。吸入酸素重量は例えばエアフロメータ３１で計測された吸気の重量に、大気中の酸素重量の割合（約２１％）を乗じた値とすればよい。

その際に、差圧センサ３６の計測値に応じてエアフロメータ３１の計測値を補正するマップを予め求めてメモリ７１に記憶しておいて、それを用いてエアフロメータ３１の計測値を補正してもよい。還流酸素重量の算出方法に関しては後述する。

次にＳ２０でＥＣＵ７は目標着火時期を算出する。一般にスモークや燃焼騒音などの問題により、最適な着火時期は空気過剰率によって異なる。そして図６などで示されているように、リーン燃焼時とリッチ燃焼時とでは空気過剰率が異なる。したがってリーン燃焼時とリッチ燃焼時とでは異なる目標着火時期が設定される。よってリーン燃焼とリッチ燃焼との間の過渡状態において空気過剰率が時々刻々変化している状態でも、時々刻々の空気過剰率に応じて目標着火時期を算出することが好適である。

発明者の知見では最適な着火時期は空気過剰率の１次関数の関係がある。そこで以上の考え方からＳ２０における目標着火時期の算出は次の式（Ｅ１）を用いる。式（Ｅ１）でＩＧｔｒｇは現在の目標噴射時期を示し、ＩＧｔｒｇＬはリーン燃焼の定常状態での目標噴射時期、ＩＧｔｒｇＲはリッチ燃焼の定常状態での目標噴射時期を示す。またＯ２はＳ１０で求めた現在の空気過剰率、Ｏ２Ｌはリーン燃焼の定常状態での空気過剰率、Ｏ２Ｒはリッチ燃焼の定常状態での空気過剰率をそれぞれ示す。
ＩＧｔｒｇ＝｛ＩＧｔｒｇＲ・（Ｏ２Ｌ−Ｏ２）＋ＩＧｔｒｇＬ・（Ｏ２−Ｏ２Ｒ）｝／（Ｏ２Ｌ−Ｏ２Ｒ） （Ｅ１）

ＩＧｔｒｇＬ、ＩＧｔｒｇＲ、Ｏ２Ｌ、Ｏ２Ｒは予め設定されてメモリ７１に記憶されているとすればよい。式（Ｅ１）は、現在の目標着火時期をリーン燃焼定常状態での目標着火時期とリッチ燃焼定常状態での目標着火時期との一次補間で算出することを示している。したがって上述のとおり現在の最適な目標着火時期が算出されるとみなされる。

次にＳ３０ではリーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態における着火遅れ期間を次の式（Ｅ２）、（Ｅ３）から求める。式（Ｅ２）、（Ｅ３）において、ＩＧｄｌｙＬ１、ＩＧｄｌｙＲ１はそれぞれリーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態における着火遅れ期間である。またＩＪｔｍｇＬ、ＩＪｔｍｇＲはそれぞれリーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態における噴射時期とする。噴射時期は指令値とすればよい。

ＩＪｔｍｇＬ、ＩＪｔｍｇＲは予め算出されてメモリ７１に記憶されているとすればよい。またＩＧｄｌｙＬ１、ＩＧｄｌｙＲ１をＳ３０で算出せず、予め算出しておいてメモリ７１に記憶しておいてもよい。
ＩＧｄｌｙＬ１＝ＩＧｔｒｇＬ−ＩＪｔｍｇＬ （Ｅ２）
ＩＧｄｌｙＲ１＝ＩＧｔｒｇＲ−ＩＪｔｍｇＲ （Ｅ３）

本発明の基本的な考え方は、リーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態における着火遅れ期間を１次補間して現在の着火遅れ期間を算出することだが、リ−ン燃焼とリッチ燃焼とでは着火時期、さらにパイロット噴射の有無、噴射量、噴射時期が異なっている場合があり、発明者の知見では、これらの相違がリ−ン燃焼とリッチ燃焼それぞれでの着火遅れ期間の大小に影響を与える。したがってパイロット噴射の有無、噴射量、噴射時期に起因する相違がなくなるように規格化を行う必要がある。そこで以下のＳ４０、Ｓ５０ではそれぞれ、着火時期、パイロット噴射の有無、噴射量、噴射時期に関して、Ｓ３０で算出したＩＧｄｌｙＬ１、ＩＧｄｌｙＲ１を規格化する。

まずＳ４０でＥＣＵ７は、Ｓ３０で算出したＩＧｄｌｙＬ１、ＩＧｄｌｙＲ１を着火時期に関して規格化する。ここではＩＧｄｌｙＬ１、ＩＧｄｌｙＲ１は次の式（Ｅ４）、（Ｅ５）によりＩＧｄｌｙＬ２、ＩＧｄｌｙＲ２に規格化される。
ＩＧｄｌｙＬ２＝ＩＧｄｌｙＬ１／βＬ （Ｅ４）
ＩＧｄｌｙＲ２＝ＩＧｄｌｙＲ１／βＲ （Ｅ５）

式（Ｅ４）、（Ｅ５）において、βＬ、βＲは図３により求める。図３は着火時期と着火遅れ期間補正量βとの関係を示した図である。着火遅れ期間補正量βは、個々の着火時期における着火遅れ期間の、着火時期が上死点（ＴＤＣ：Ｔｏｐ Ｄｅａｄ Ｃｅｎｔｅｒ）である場合の着火遅れ期間に対する比である。同図のとおり一般に着火時期が上死点から離れるほど着火遅れ期間は大きくなる。βＬ、βＲはそれぞれ、図３においてリーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態における着火時期における着火遅れ期間補正量βの値とする。式（Ｅ４）、（Ｅ５）により、リーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態における着火遅れ期間が、着火時期が上死点の場合の値へと規格化される。

次にＳ５０でＥＣＵ７は、Ｓ４０で算出したＩＧｄｌｙＬ２、ＩＧｄｌｙＲ２をパイロット噴射に関して規格化する。ここではＩＧｄｌｙＬ２、ＩＧｄｌｙＲ２は次の式（Ｅ６）、（Ｅ７）によりＩＧｄｌｙＬ、ＩＧｄｌｙＲに規格化される。
ＩＧｄｌｙＬ＝ＩＧｄｌｙＬ２／αＬ （Ｅ６）
ＩＧｄｌｙＲ＝ＩＧｄｌｙＲ２／αＲ （Ｅ７）

式（Ｅ６）、（Ｅ７）において、αＬ、αＲは図４により求める。図４（ａ）はパイロット噴射量と着火遅れ期間補正量α１との関係を示した図である。着火遅れ期間補正量α１は、個々のパイロット噴射量における着火遅れ期間の、シングル噴射の場合（つまりパイロット噴射がない場合）の着火遅れ期間に対する比である。同図のとおり一般にパイロット噴射量が大きいほど、着火前の燃料と空気との混合が促進されて着火遅れ期間は小さくなる。

また図４（ｂ）はパイロットインターバルと着火遅れ期間補正量α２との関係を示した図である。パイロットインターバルはパイロット噴射とメイン噴射との間の期間であり、クランクシャフトの角度（クランク角、ＣＡ：Ｃｒａｎｋ Ａｎｇｌｅ）で示されている。また着火遅れ期間補正量α２は、個々のパイロットインターバルにおける着火遅れ期間のパイロットインターバルがゼロの場合の着火遅れ期間に対する比である。

同図のとおり一般にパイロットインターバルがある値（図４では１５度）よりも小さい領域でパイロット噴射の効果によって着火遅れ期間は小さくなり、パイロットインターバルが大きくなるほどパイロット噴射の効果が薄れて着火遅れ期間を短くする効果は減少する。式（Ｅ８）のように図４（ａ）、図４（ｂ）のα１とα２の積を着火遅れ期間補正量αとする。なおシングル噴射の場合は図４によらず単にα＝１とすればよい。
α＝α１・α２ （Ｅ８）

αＬ、αＲはそれぞれ、リーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態のパイロット噴射量およびパイロットインターバルにおける着火遅れ期間補正量αの値とする。式（Ｅ６）、（Ｅ７）により、リーン燃焼、及びリッチ燃焼の定常状態における着火遅れ期間が、シングル噴射の場合の値へと規格化される。

以上のＳ４０、Ｓ５０の結果得られたＩＧｄｌｙＬ、ＩＧｄｌｙＲは、ともに着火時期が上死点であり、かつシングル噴射の場合に規格化されている。したがってＩＧｄｌｙＬとＩＧｄｌｙＲでの値の違いは空気過剰率の違いによるものとみなせる。そして発明者の知見では、着火遅れ期間は空気過剰率以外の要因が一定の場合、空気過剰率とは１次関数の関係がある。

以上より次のＳ６０でＥＣＵ７は、次の式（Ｅ９）により現在の着火遅れ期間ＩＧｄｌｙ１を算出する。式（Ｅ９）は、現在の着火遅れ期間ＩＧｄｌｙ１をリーン燃焼定常状態での着火遅れ期間ＩＧｄｌｙＬとリッチ燃焼定常状態での着火遅れ期間ＩＧｄｌｙＲとの１次補間で算出することを示している。したがって上述のとおり、式（Ｅ９）によって最適な着火遅れ期間ＩＧｄｌｙ１が算出されるとみなされる。
ＩＧｄｌｙ１＝｛ＩＧｄｌｙＲ・（Ｏ２Ｌ−Ｏ２）＋ＩＧｄｌｙＬ・（Ｏ２−Ｏ２Ｒ）｝／（Ｏ２Ｌ−Ｏ２Ｒ） （Ｅ９）

上述のとおり、式（Ｅ９）において、リーン燃焼定常状態での着火遅れ期間ＩＧｄｌｙＬとリッチ燃焼定常状態での着火遅れ期間ＩＧｄｌｙＲは、着火時期が上死点でありシングル噴射の場合に規格化された値であるので、式（Ｅ９）により算出した現在の着火遅れ期間ＩＧｄｌｙ１もまた着火時期が上死点でありシングル噴射の場合に規格化された値となる。したがって以下のＳ７０、Ｓ８０で現在の着火遅れ、パイロット噴射により、Ｓ６０で求めた現在の着火遅れ期間ＩＧｄｌｙ１を補正する。

まずＳ７０でＥＣＵ７は現在の着火時期によりＩＧｄｌｙ１の値を補正する。補正は次の式（Ｅ１０）により行う。これにより現在の着火遅れ期間の値はＩＧｄｌｙ１からＩＧｄｌｙ２へ補正される。式（Ｅ１０）のβは、図３において現在の着火時期における着火遅れ補正量βである。
ＩＧｄｌｙ２＝ＩＧｄｌｙ１・β （Ｅ１０）

次にＳ８０でＥＣＵ７は、現在のパイロット噴射の噴射量及びパイロットインターバルにより、Ｓ７０で算出したＩＧｄｌｙ２の値を補正する。補正は次の式（Ｅ１１）により行い、これにより現在の着火遅れ期間の値はＩＧｄｌｙ２からＩＧｄｌｙへ補正される。式（Ｅ１１）のαは、図４（ａ）において現在のパイロット噴射量における着火遅れ補正量α１の値と図４（ｂ）において現在のパイロットインターバルにおける着火遅れ補正量α２の値との積である。
ＩＧｄｌｙ＝ＩＧｄｌｙ２・α （Ｅ１１）

以上によりＳ８０で、現在の着火時期及びパイロット噴射に対応した着火遅れ期間ＩＧｄｌｙが算出された。またＳ２０では現在の目標着火時期ＩＧｔｒｇが算出されている。周知のとおり、目標着火時期から着火遅れ期間を減算した値が噴射時期である。そこで次のＳ９０でＥＣＵ７は、次の式（Ｅ１２）により現在の目標着火時期ＩＧｔｒｇから現在の着火遅れ期間ＩＧｄｌｙを減算することにより、現在の噴射時期の指令値ＩＪｔｍｇを算出する。以上が図２の処理である。
ＩＪｔｍｇ＝ＩＧｔｒｇ−ＩＧｄｌｙ （Ｅ１２）

図５には本発明による（ａ）吸気スロットル３２の開度、（ｂ）ＥＧＲバルブ５１の開度、（ｃ）空気過剰率、（ｄ）噴射時期指令値、（ｅ）着火時期の時間推移の例が示されている。このうち（ａ）吸気スロットル３２の開度、（ｂ）ＥＧＲバルブ５１の開度、（ｃ）空気過剰率の推移は、図６の従来技術と同じである。

本発明により図５（ｄ）噴射時期指令値の値が、リッチ燃焼からリーン燃焼への切り替えの過渡状態において、１次補間の際に着火時期やパイロット噴射に関して規格化や補正を行った結果、従来技術の値と異なっている。そしてそれにより本発明でのリッチ燃焼からリーン燃焼への切り替えの過渡状態における（ｅ）着火時期の値も従来技術による値とは異なっている。本発明による（ｅ）着火時期の値は図６で示した目標値と一致しており、本発明の効果が示されている。

以下で還流酸素重量の算出方法を説明する。この手順は例えば特開２００２−３２７６３４号公報に記載されているように、以下のとおり行えばよい。まず筒内に流入するガス量を算出する。そのためにまず吸気圧センサ３３によって吸気マニホールド３５における吸気圧Ｐｍを計測する。また吸気温度センサ３４によって吸気温度Ｔｍを計測する。エンジン回転数センサ２２によってエンジン回転数Ｎｅを計測する。次にエンジン回転数Ｎｅと吸気圧Ｐｍとから体積効率ｂを算出する。このために予めエンジン回転数Ｎｅと吸気圧Ｐｍとから体積効率ｂへの関数関係を求めてメモリ７１に記憶しておく。

以上の数値から次の式（Ｅ１３）を用いて、筒内に流入するガス量Ｍｃｌｄを算出する。式（Ｅ１３）は気体状態式である。なおＲは気体定数、Ｖｃｌｄはシリンダの容積とする。（Ｅ１３）に示されているように、筒内に流入するガス量Ｍｃｌｄの算出のために吸気圧Ｐｍと吸気温度Ｔｍとが用いられる。
Ｍｃｌｄ＝Ｐｍ・Ｖｃｌｄ・ｂ／（Ｒ・Ｔｍ） （Ｅ１３）

次に吸気マニホールド３５に流入する新気量ＭＤｔｈを算出する。そのためにエアフロメータ３１によって流量Ｍａｆｍを計測する。そして吸気圧センサ３３によって計測された現在の吸気圧と１サイクル前の吸気圧との差をΔＰとして算出する。以上の数値から次の式（Ｅ１４）を用いて、吸気マニホールド３５に流入する新気量ＭＤｔｈを算出する。式（Ｅ１４）は吸気管３内の質量保存側を表している。なおＶＩＮは吸気管の容積であり、ｃは気筒数である。
Ｍａｆｍ・２／ｃ−ＭＤｔｈ＝ΔＰ・ＶＩＮ／（Ｔｍ・Ｒ） （Ｅ１４）

次に吸気マニホールド３５に流入するＥＧＲガス量を算出する。以上で求めた数値から、次の式（Ｅ１５）を用いて吸気マニホールド３５に流入するＥＧＲガス量Ｍｅｇｒを算出する。式（Ｅ１５）は吸気マニホールド３５内の質量保存側を表している。式（Ｅ１５）に示されているように、吸気マニホールド３５に流入するＥＧＲガス量Ｍｅｇｒは、基本的には筒内に流入するガス量Ｍｃｌｄと吸気マニホールド３５に流入する新気量ＭＤｔｈの差分であり、これをΔＰを含む項で補正することによって得られる。
Ｍｅｇｒ＝Ｍｃｌｄ―ＭＤｔｈ＋ΔＰ・Ｖｍ／（Ｔｍ・Ｒ） （Ｅ１５）

最後に、排気管４に装備されたＡ／Ｆセンサ４１で計測されたＡ／Ｆ値を用いて、上で求めた吸気マニホールド３５に流入するＥＧＲガス量Ｍｅｇｒのうちの酸素分の重量を算出する。そして、その値を還流酸素重量とする。以上が還流酸素重量の算出方法である。

上で筒内に流入するガス量Ｍｃｌｄを排気ガス流量に置きなおしてもよい。その際、排気ガス流量は排気管４に排ガス流量センサを装備して、それによって計測してもよい。また排気ガス流量は、エアフロメータ３１によって計測された新気量をＥＣＵ７で排気温度及び排気圧力によって補正して得られた値としてもよい。排気温度及び排気圧力は、それぞれ排気温度センサ４２と排気圧力センサ４３とによって計測すればよい。

なお図２の処理は、ＬＮＴ６においてリーン燃焼からリッチ燃焼に切り替えられてＬＮＴ６に吸蔵されたＮＯｘを還元する（リッチパージ）際に、まだリッチ燃焼の定常状態に達していない期間に実行してもよい。またエンジン２及び制御装置１は自動車に搭載されており、図２の処理は、加速時において吸気系制御量が目標値からずれた場合に実行してもよい。これによりリッチパージや加速時において筒内酸素量が急変することによって着火時期が適合状態から乖離してトルク段差が発生することや未燃ＨＣの排出が増加することなどが抑制できる。

なお上の実施例では空気過剰率を用いているが、本発明はこれに限定されず、空気過剰率に相当する数値、すなわち理論空燃比における筒内酸素量と比較して現在の筒内酸素量がどれだけ多いかを示す数値であればよい。その例としては空燃比や筒内酸素濃度、筒内酸素重量があげられる。

また図２のＳ４０、Ｓ７０では着火時期による規格化や補正が行われているが、これは着火時期には限定されない。例えば噴射時期を用いてもよい。着火時期と同様に、噴射時期が異なることによっても着火遅れ期間は増減する。したがってこの場合上の議論を以下の様に修正すればよい。まず図３で横軸を着火時期から噴射時期に変更し、縦軸の着火遅れ期間補正量を、個々の噴射時期における着火遅れ期間の、噴射時期が上死点である場合の着火遅れ期間に対する比に変更したものを計測して、予めメモリ７１に記憶しておく。そしてＳ４０とＳ７０で、それにもとづいて着火遅れ期間の規格化と補正を行う。

上記実施例において、Ｓ１０の手順とＥＣＵ７とが推定手段を構成する。Ｓ６０の手順とＥＣＵ７とが第１の算出手段を構成する。Ｓ９０の手順とＥＣＵ７とが第２の算出手段を構成する。Ｓ２０の手順とＥＣＵ７とが第３の算出手段を構成する。Ｓ４０及びＳ７０の手順とＥＣＵ７とが第１の補正手段を構成する。Ｓ５０及びＳ８０の手順とＥＣＵ７とが第２の補正手段を構成する。排気温度センサ４２が排気温度計測手段を構成する。排気圧力センサ４３が排気圧力計測手段を構成する。

本発明に係る内燃機関の制御装置の一実施形態の構成図。 噴射時期算出の処理手順を示すフローチャート。 着火時期と着火遅れ期間補正量との関係を示す図。 （ａ）パイロット噴射量と着火遅れ期間補正量との関係、（ｂ）パイロットインターバルと着火遅れ期間補正量との関係を示す図。 本発明による吸気スロットル開度、ＥＧＲバルブ開度、空気過剰率、噴射時期指令値、着火時期の時間推移を示す図。 従来技術による吸気スロットル開度、ＥＧＲバルブ開度、空気過剰率、噴射時期指令値、着火時期の時間推移を示す図。

符号の説明

１ 制御装置
２ ディーゼルエンジン（エンジン、内燃機関）
３ 吸気管（吸気通路）
４ 排気管（排気通路）
５ 排気還流管（ＥＧＲ管、排気還流通路）
６ 吸蔵還元型ＮＯｘ触媒（ＮＯｘ触媒、ＬＮＴ）
７ ＥＣＵ
２１ インジェクタ
２２ エンジン回転数センサ
３１ エアフロメータ
３２ 吸気スロットル
３３ 吸気圧センサ
３４ 吸気温度センサ
３５ 吸気マニホールド
４１ Ａ／Ｆセンサ
７１ メモリ

Claims (8)

1. 内燃機関において理論空燃比における筒内酸素量と比較して現在の筒内酸素量がどれだけ多いかを示す空気過剰率相当値を推定する推定手段と、
   リーン燃焼とリッチ燃焼とにおける空気過剰率相当値での着火遅れ期間の一次補間による前記推定手段によって推定された空気過剰率相当値における着火遅れ期間の算出と、着火時期が上死点から離れると着火遅れ期間を大きくするように補正する着火時期による着火遅れ期間の補正と、パイロット噴射量が大きいと着火遅れ期間を小さく、パイロット噴射時期がメイン噴射時期に近いと着火遅れ期間を小さくするように補正するパイロット噴射量及びパイロット噴射時期による着火遅れ期間の補正と、により、前記推定手段によって推定された空気過剰率相当値における前記着火遅れ期間を算出する第１の算出手段と、
   その第１の算出手段によって算出された前記着火遅れ期間を着火時期の目標値から減じた値を、前記内燃機関における燃料の噴射時期の指令値として算出する第２の算出手段とを備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記第１の算出手段は、前記着火時期の目標値により補正して前記着火遅れ期間を算出する第１の補正手段を備えた請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記第１の算出手段は、パイロット噴射における噴射量と噴射時期との少なくとも一方により補正して前記着火遅れ期間の目標値を算出する第２の補正手段を備えた請求項１又は２に記載の内燃機関の制御装置。
4. リーン燃焼とリッチ燃焼とにおける空気過剰率相当値での着火時期の一次補間により、前記推定手段によって推定された空気過剰率相当値における前記着火時期の目標値を算出する第３の算出手段を備え、
   前記第２の算出手段において用いられる前記着火時期の目標値は、前記第３の算出手段によって算出された前記着火時期の目標値である請求項１ないし３のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記排気通路から吸気通路へ排気を還流する排気還流通路を備え、
   前記推定手段は、前記吸気通路への吸入空気量と前記排気還流通路への排気の還流量とから前記内燃機関の空気過剰率相当値を推定する請求項１ないし４のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記推定手段において、前記排気の還流量は、前記内燃機関の筒内へ吸入されるガス量と前記吸気通路への吸気量との差分から算出される請求項５に記載の内燃機関の制御装置。
7. 前記排気通路における排気温度を計測する排気温度計測手段と、
   前記排気通路における排気圧力を計測する排気圧力計測手段とを備え、
   前記推定手段において、前記内燃機関の筒内へ吸入されるガス量は、前記排気温度計測手段によって計測された排気温度と前記排気圧力計測手段によって計測された排気圧力から算出される請求項６に記載の内燃機関の制御装置。
8. 前記推定手段において、前記内燃機関の筒内へ吸入されるガス量は、吸気マニホールドにおける圧力と温度とから算出される請求項６又は７に記載の内燃機関の制御装置。

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