JP7163671B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、圧縮自着火式の内燃機関に適用される内燃機関の制御装置に関する。

特許文献１には、ピストンが圧縮上死点に達する前にパイロット噴射を燃料噴射弁に行わせ、その後にピストンが圧縮上死点の近傍に達したときにメイン噴射を燃料噴射弁に行わせる内燃機関の制御装置の一例が記載されている。パイロット噴射によって気筒内に燃料が噴射されると、気筒内では予混合燃焼が行われ、気筒内の温度が高くなる。そして、気筒内の温度が十分に高くなった状態でメイン噴射が行われると、気筒内では拡散燃焼が行われるようになる。

また、特許文献１に記載の制御装置では、燃料噴射弁の燃料噴射の開始時点から当該燃料の燃焼が開始されるまでの期間の長さである着火遅れが推定される。また、機関回転速度及び機関負荷率を変数とする所定の演算式を用いて着火遅れの目標である着火遅れ目標値が導出される。そして、着火遅れが着火遅れ目標値となるように、過給器のノズルベーンの開度が調整される。

ここで、過給器のノズルベーンの開度を増大させると、過給器の過給圧を低下させることができる。そして、過給圧を低下させることにより、着火遅れを長くすることができる。

そのため、上記の制御装置は、着火遅れが着火遅れ目標値よりも短いときには、ノズルベーンの開度を増大させる。一方、制御装置は、着火遅れが着火遅れ目標値よりも長いときには、ノズルベーンの開度を減少させる。

国際公開第２０１３／０５１１０９号

機関運転時には、気筒内での燃焼に起因して生じる騒音である燃焼騒音が発生する。そして、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時では、過給圧の調整を通じて着火遅れが着火遅れ目標値と等しい状態を維持しても、燃焼騒音の大きさがばらつくことがある。

なお、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域とは、予混合燃焼が拡散燃焼よりも先に開始されても予混合燃焼が未だ行われている最中に拡散燃焼が開始されるような領域のことである。

上記課題を解決するための内燃機関の制御装置は、気筒内に燃料を噴射する燃料噴射弁を備えた圧縮自着火式の内燃機関に適用され、前記燃料噴射弁にパイロット噴射を行わせ、その後に前記燃料噴射弁にメイン噴射を行わせる内燃機関の制御装置であって、前記メイン噴射によって前記気筒内に噴射された燃料の着火遅れと着火遅れの目標である着火遅れ目標値との乖離が小さくなるように、前記燃料噴射弁を制御する弁制御部と、前記燃料の着火遅れの長さと相関するパラメータを基に、前記燃料噴射弁にシングル噴射を行わせたと仮定した場合での燃料の着火遅れの長さが長いほど大きくなるように指標を算出する指標算出部と、前記着火遅れの推定値が予め定められた規定値未満となる機関運転時には、前記指標が小さいほど前記着火遅れ目標値が小さくなるように、当該着火遅れ目標値を算出する目標算出部と、を備える。

予混合燃焼速度が高いほど、気筒内での燃料の燃焼に起因する騒音である燃焼騒音が大きくなることが知られている。
また、発明者は、様々な実験やシミュレーションを行った結果、以下の知見を新たに得た。
・気筒内での燃料の着火性が低いほど予混合燃焼速度が低いこと。

こうした従来の知見及び発明者の新たな知見に基づくと、気筒内での燃料の着火性が高いほど、予混合燃焼速度も高くなるため、燃焼騒音が大きくなることとなる。
ここで、更に発明者は以下の知見も得ている。
・拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時では、気筒内での燃料の着火遅れが長くなるほど、拡散燃焼及び予混合燃焼のうち予混合燃焼が占める割合が大きくなり、その結果、燃焼騒音が大きくなること。

そこで、上記構成では、燃料の着火遅れの長さと相関するパラメータを基に、燃料噴射弁にシングル噴射を行わせたと仮定した場合での燃料の着火遅れの長さが長いほど大きくなる指標を推定し、当該指標に基づいて、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れ目標値を算出するようにしている。すなわち、指標が小さいほど目標値が小さくなるように、当該着火遅れ目標値が算出される。そして、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れと着火遅れ目標値との乖離が小さくなるように、燃料噴射弁が制御される。

上述したとおり、燃料の着火性が高いほど予混合燃焼速度が高くなり、燃焼騒音が大きくなりやすい。この点、上記構成によれば、指標が小さいほど着火遅れ目標値が小さくなる。そのため、燃料の着火性が高くなっても着火遅れ目標値を小さくすることにより、拡散燃焼及び予混合燃焼のうち予混合燃焼の占める割合が大きくなることを抑制できる。すなわち、燃料の着火性が上昇しても燃焼騒音が大きくなることを抑制できる。その結果、予混合燃焼速度、すなわち着火性の変化に起因する燃焼騒音の大きさの変化を抑制できる。その結果、機関運転状態がある状態で保持されているときには、パラメータが変化しても、燃焼騒音の大きさの変化を抑制することができる。

したがって、上記構成によれば、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時における燃焼騒音の大きさのばらつきを抑制することができるようになる。
なお、気筒内の燃料分圧が高いほど気筒内における燃料の着火性が高くなりやすい。すなわち、気筒内の燃料分圧は、上記パラメータの一例である。そこで、前記指標算出部は、前記パラメータである前記気筒内の燃料分圧を除く条件が同じと仮定した場合に、前記指標を推定する時点において最新の前記燃料分圧が高いほど前記指標を小さく算出するようにしてもよい。

また、気筒内の酸素分圧が高いほど気筒内における燃料の着火性が高くなりやすい。すなわち、気筒内の酸素分圧は、上記パラメータの一例である。そこで、前記指標算出部は、前記パラメータである前記気筒内の酸素分圧を除く条件が同じと仮定した場合に、前記指標を推定する時点において最新の前記酸素分圧が高いほど前記指標を小さく算出するようにしてもよい。

また、気筒内の温度が高いほど気筒内における燃料の着火性が高くなりやすい。すなわち、気筒内の温度は、上記パラメータの一例である。そこで、前記指標算出部は、前記目標算出部は、前記パラメータである前記気筒内の温度を除く条件が同じと仮定した場合に、前記指標を推定する時点において最新の前記温度が高いほど前記指標を小さくと算出するようにしてもよい。

「τ０」を上記指標とし、「Ｆｕｅｌ」を気筒内の燃料分圧とし、「Ｏ２」を気筒内の酸素分圧とし、「Ｔ」を気筒内の温度とし、「Ｍ（Ｔ）」を気筒内の温度「Ｔ」を変数とする関数とし、「Ａ」、「Ｂ」及び「Ｃ」をモデル定数とした場合、指標算出部は、例えば、以下に示す式に指標を推定する時点において最新のパラメータを代入することにより、上記パラメータを反映した上記指標を算出することができる。そして、この指標を基に着火遅れ目標値を算出することにより、燃料の着火性が高いほど着火遅れ目標値を小さくすることを実現できる。

ところで、パイロット噴射での燃料噴射量を減少させることにより、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れを長くすることができる。そのため、弁制御部は、パイロット噴射での燃料噴射量を調整することにより、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れを着火遅れ目標値に近づけるようにしてもよい。

また、パイロット噴射の開始時期を遅角させることにより、すなわちパイロット噴射の開始時期を調整してパイロット噴射とメイン噴射との間隔を短くすることにより、メイン噴射によって気筒内に噴射された着火遅れを長くすることができる。そのため、弁制御部は、パイロット噴射の開始時期を調整することにより、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れを着火遅れ目標値に近づけるようにしてもよい。

内燃機関の制御装置の一実施形態である制御装置の機能構成と、同制御装置によって制御される内燃機関の概略構成とを示す図。 同内燃機関の燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧をモデル化した図。 燃料噴射弁を駆動させる際の処理手順を示すフローチャート。 予混合燃焼速度と燃焼騒音の大きさとの関係を示すグラフ。 気筒内での燃料の着火性と予混合燃焼速度との関係を示すグラフ。 気筒内での燃料の着火遅れと燃焼騒音の大きさとの関係を示すグラフ。 燃料の着火性の指標と着火遅れ目標値との関係を示すグラフ。 変更例において、燃料の着火性の指標と着火遅れ目標値との関係を示すグラフ。

以下、内燃機関の制御装置の一実施形態を図１～図７に従って説明する。
図１には、本実施形態の制御装置６０と、制御装置６０によって制御される内燃機関１０とが図示されている。内燃機関１０は、圧縮自着火式の内燃機関である。内燃機関１０は、複数の気筒１１と、排気駆動式の過給器１２とを備えている。内燃機関１０の吸気通路２１には、空気の流れ方向における上流から順に、エアクリーナ２２、過給器１２のコンプレッサ１３、インタークーラ２３及びスロットルバルブ２４が配置されている。吸気通路２１では、エアクリーナ２２によって濾過された空気がコンプレッサ１３に内蔵されているコンプレッサホイール１３ａによって圧縮された状態で送り出される。このように圧縮された空気は、インタークーラ２３によって冷却される。そして、吸気通路２１を介して気筒１１内に導入される空気の量である吸入空気量は、スロットルバルブ２４の開度の制御を通じて調整される。

内燃機関１０は、気筒１１の数と同数の燃料噴射弁２６を備えている。各燃料噴射弁２６は、対応する気筒１１内に燃料を直接噴射する。各燃料噴射弁２６には、燃料供給装置２７によって燃料が供給される。燃料供給装置２７は、燃料タンクに貯留されている燃料を供給通路２８を介して汲み上げるサプライポンプ２９と、サプライポンプ２９によって加圧された燃料が一時的に貯留されるコモンレール３０とを有している。コモンレール３０内の燃料が各燃料噴射弁２６に供給される。そして、燃料噴射弁２６から気筒１１内に燃料が噴射されると、圧縮された空気に燃料が触れて燃焼する。

各気筒１１内での燃料の燃焼によって生じた排気は、排気通路３６に排出される。排気通路３６には、排気の流れ方向における上流から順に、過給器１２のタービン１４、排気浄化装置３７が配置されている。排気浄化装置３７は、排気中の粒子状物質を捕集し、排気を浄化する。

タービン１４に内蔵されているタービンホイール１４ａは、連結軸１５を介してコンプレッサホイール１３ａに連結されている。そのため、排気の流勢によってタービンホイール１４ａが回転すると、タービンホイール１４ａの回転に同期してコンプレッサホイール１３ａが回転する。その結果、コンプレッサ１３により空気が加圧される。なお、タービン１４におけるタービンホイール１４ａへの排気吹付口には、ノズル開度の変更に応じて同排気吹付口の開口面積を変化させる可変ノズル１６が設けられている。可変ノズル１６のノズル開度を調整することにより、タービンホイール１４ａに吹き付けられる排気の流勢を調整することができる。

内燃機関１０には、排気通路３６を流れる排気の一部をＥＧＲガスとして吸気通路２１に還流させるＥＧＲ装置４０が設けられている。ＥＧＲ装置４０は、排気通路３６のうち、タービン１４よりも上流側の部分から排気を取り出すＥＧＲ通路４１と、ＥＧＲ通路４１を介した吸気通路２１へのＥＧＲガスの流量を調整するＥＧＲ流量調整装置４２とを有している。ＥＧＲ通路４１は、吸気通路２１においてスロットルバルブ２４よりも下流側の部分と、排気通路３６においてタービン１４よりも上流側の部分とを接続する。こうしたＥＧＲ通路４１には、ＥＧＲ通路４１を流れるＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラ４３が設けられている。そして、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブが開弁している場合、排気通路３６からＥＧＲ通路４１に流入したＥＧＲガスは、ＥＧＲクーラ４３によって冷却されてからＥＧＲ流量調整装置４２を介して吸気通路２１に導入される。

制御装置６０には、吸気圧センサ１０１、吸気温センサ１０２、エアフロメータ１０３、水温センサ１０４、過給圧センサ１０５、クランク角センサ１０６及び燃料圧センサ１０７などの各種のセンサから信号が入力される。

吸気圧センサ１０１は、吸気通路２１におけるスロットルバルブ２４よりも下流の部分における空気の圧力である吸気圧Ｐｉｍを検出し、検出した吸気圧Ｐｉｍに応じた信号を出力する。吸気温センサ１０２は、吸気通路２１におけるインタークーラ２３よりも下流の部分における空気の温度である吸気温Ｔｈｉｍを検出し、検出した吸気温Ｔｈｉｍに応じた信号を出力する。エアフロメータ１０３は、吸気通路２１におけるコンプレッサ１３よりも上流の部分における空気の流量である吸入空気量ＧＡを検出し、検出した吸入空気量ＧＡに応じた信号を出力する。水温センサ１０４は、内燃機関１０のシリンダブロック内を流れる機関冷却水の温度である水温Ｔｈｗを検出し、検出した水温Ｔｈｗに応じた信号を出力する。過給圧センサ１０５は、過給器１２による過給圧ＢＰを検出し、検出した過給圧ＢＰに応じた信号を出力する。過給圧センサ１０５は、大気圧を基準とするゲージ圧を過給圧ＢＰとして検出する。クランク角センサ１０６は、内燃機関１０の出力軸の回転速度である機関回転速度ＮＥを検出し、検出した機関回転速度ＮＥに応じた信号を出力する。燃料圧センサ１０７は、コモンレール３０内の燃料の圧力であるコモンレール圧Ｐｃｒを検出し、検出したコモンレール圧Ｐｃｒに応じた信号を出力する。

そして、制御装置６０は、各種のセンサ１０１～１０７の出力信号を基に、機関運転を制御する。
制御装置６０は、機能部として、弁制御部６１と、指標算出部６２と、目標算出部６３とを有している。

弁制御部６１は、燃料噴射弁２６の駆動を制御する。具体的には、気筒１１内で燃料を燃焼させるときに、パイロット噴射及びメイン噴射を燃料噴射弁２６に行わせる。パイロット噴射とは、気筒１１内で往復動するピストンが圧縮上死点に達する前に行われる燃料噴射である。メイン噴射とは、パイロット噴射の後に実行する燃料噴射であり、ピストンが圧縮上死点の近傍に達したときに行われる燃料噴射である。パイロット噴射によって気筒１１内に燃料が噴射されると、気筒１１内では予混合燃焼が行われ、気筒１１内の温度が上昇する。このように気筒１１内の温度が高くなった状態でメイン噴射が行われる。すると、気筒１１内では拡散燃焼が行われる。この場合、先に開始された予混合燃焼が未だ行われている状態で拡散燃焼が開始されることがある。このように予混合燃焼が未だ行われている状態で拡散燃焼が開始されるような領域のことを、予混合燃焼と拡散燃焼とが混在する領域という。

予混合燃焼と拡散燃焼とが混在する領域で機関運転が行われる場合、弁制御部６１は、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れτが着火遅れ目標値τｔｒｇに近づくように、燃料噴射弁２６を制御する。着火遅れτとは、燃料噴射弁２６の燃料噴射の開始時点から当該燃料の燃焼が実際に開始されるまでの期間の長さである。着火遅れ目標値τｔｒｇとは、着火遅れの目標のことである。

指標算出部６２は、気筒１１内における燃料の着火性を変化させるパラメータを基に、気筒１１内での燃料の着火性の指標τ０を算出する。ここでいう「燃料の着火性」とは、燃料の着火しやすさのことである。指標算出部６２によって算出される指標τ０は、燃料噴射弁２６にシングル噴射を行わせた際における燃料の着火遅れの長さである。この指標τ０は、気筒１１内での燃料の着火性が高いほど小さい値となる。

気筒１１内における燃料の着火性を変化させるパラメータとしては、例えば、吸気温Ｔｈｉｍ、吸気圧Ｐｉｍ、ＥＧＲガスの還流量、過給圧ＢＰ、機関冷却水の温度である水温Ｔｈｗ、外気温及び外気圧を挙げることができる。

例えば、指標算出部６２は、以下に示すアレニウスの式（式１）を用いて指標τ０を算出する。式（式１）において、「Ｆｕｅｌ」はメイン噴射の終了時点の気筒１１内の燃料分圧であり、「Ｏ２」はメイン噴射の終了時点の気筒１１内の酸素分圧であり、「Ｔ」はメイン噴射の開始時における気筒１１内の温度である。「Ｍ（Ｔ）」は、気筒１１内の温度「Ｔ」を変数とする関数である。すなわち、関数「Ｍ（Ｔ）」は、気筒１１内の温度「Ｔ」が高いほど大きい値を導出できるような関数である。例えば、関数「Ｍ（Ｔ）」としては、以下の式（式２）の指数関数を採用することができる。この場合、モデル定数「Ｄ」は、気筒１１内の温度「Ｔ」が高いほど、式（式２）の演算結果が大きくなるような値に設定されている。例えば、モデル定数「Ｄ」は負の値に設定されている。また、式（式１）における「Ａ」、「Ｂ」及び「Ｃ」は、モデル定数であり、実験及びシミュレーションを通じて予め設定された値である。具体的には、モデル定数「Ｂ」は、燃料分圧「Ｆｕｅｌ」が高いほど指標τ０を小さくできるような値に設定されている。モデル定数「Ｃ」は、酸素分圧「Ｏ２」が高いほど指標τ０を小さくできるような値に設定されている。例えば、モデル定数「Ｂ」、「Ｃ」は正の値に設定されている。そして、モデル定数「Ａ」は、燃料分圧「Ｆｕｅｌ」の「Ｂ」乗と、酸素分圧「Ｏ２」の「Ｃ」乗と、「Ｍ（Ｔ）」との積が大きいほど指標τ０を小さくできるような値に設定されている。例えば、モデル定数「Ａ」は正の値に設定されている。

燃料分圧「Ｆｕｅｌ」は、気筒１１内における燃料濃度Ｃｆｕｅｌと気筒１１内の圧力である筒内圧力Ｐｃｙとの積として算出される。燃料濃度Ｃｆｕｅｌは、メイン噴射の終了時点における噴霧内当量比Φに応じた値となる。メイン噴射の終了時点における噴霧内当量比Φは、メイン噴射を燃料噴射弁２６に行わせる際における噴射量の指示値を基に算出される。

噴霧内当量比Φとは、燃料噴射弁２６から気筒１１内に噴射された燃料の噴霧内における当量比のことである。例えば、噴霧内当量比Φは、理論空燃比を噴霧内空燃比で割ることにより導出することができる。噴霧内空燃比とは、燃料噴射弁２６から気筒１１内に噴射された燃料の噴霧内における空燃比のことである。噴霧内空燃比は、噴霧内の空気量を噴霧内の燃料量で割ることにより導出することができる。噴霧内の空気量は、メイン噴射の終了時点における噴霧の体積Ｖと、気筒１１内における酸素濃度Ｃｏｘとなどを基に算出する。

ここで、図２を参照し、噴霧の体積Ｖの算出方法について説明する。図２に示すように、燃料噴射弁２６から気筒１１内に噴射された燃料の噴霧を円錐形状として仮定する。この場合、公知の広安の式を用いることにより、噴霧の体積Ｖを算出することができる。以下の関係式（式３）又は（式４）は、噴霧ペネトレーションＳの算出式である。関係式（式３）は、燃料の噴射時間「ｔ」が***時間「ｔｃ」未満であるときに用いられる式であり、関係式（式４）は、燃料の噴射時間「ｔ」が***時間「ｔｃ」以上であるときに用いられる式である。***時間「ｔｃ」とは、燃料噴射弁２６から噴射された燃料が液体から気体に状態変化するのに要する時間のことである。

関係式（式３）及び（式４）において、「ΔＰ」はコモンレール圧Ｐｃｒと筒内圧力Ｐｃｙとの差である。筒内圧力Ｐｃｙは、気筒１１内への充填空気量と気筒１１内におけるピストンの位置を基に推定することができる。もちろん、気筒１１内の圧力を検出するセンサが設けられている場合、このセンサの検出値を筒内圧力Ｐｃｙとして採用してもよい。また、関係式（式３）及び（式４）において、「ρｆ」は燃料密度であり、「ρａ」は空気密度である。「ｄ０」は、燃料噴射弁２６の噴孔の直径である。

また、以下の関係式（式５）は、噴霧角θの算出式である。関係式（式５）において、「μａ」は、空気の粘性係数であり、予め設定されている。

そして、以下の関係式（式６）は、噴霧の体積Ｖの算出式である。

酸素濃度Ｃｏｘは、気筒１１内に導入される空気の量と、気筒１１内に導入されるＥＧＲガスの量とを基に算出する。気筒１１内に導入される空気の量として、例えば、エアフロメータ１０３によって検出される吸入空気量ＧＡを採用することができる。空気のうちの酸素が占める割合は、ＥＧＲガスのうちの酸素が占める割合よりも大きい。そのため、酸素濃度Ｃｏｘは、ＥＧＲ装置４０を介して吸気通路２１に還流するＥＧＲガスの量が多いほど低くなるように算出される。

なお、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブ開度及び排気通路３６における排気の流量が一定で保持されている場合、ＥＧＲ装置４０を介して吸気通路２１に還流するＥＧＲガスの量である還流量は、排気通路３６における排気の流量と、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブ開度とを基に算出することができる。排気の流量は、吸入空気量ＧＡと機関回転速度ＮＥとに応じた値となる。

一方、ＥＧＲ流量調整装置４２のバルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化した場合、当該変化に対してＥＧＲガスの還流量の変化に応答遅れが生じる。本実施形態では、バルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化したときに、還流量の変化がどの程度遅れるかを推定するマップが用意されている。そのため、バルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化したときには、当該マップを用い、還流量を推定するようにしている。

関係式（式１）における気筒１１内の酸素分圧「Ｏ２」は、気筒１１内における酸素濃度Ｃｏｘと筒内圧力Ｐｃｙとの積として算出される。
また、メイン噴射の開始時における気筒１１内の温度「Ｔ」は、吸気温Ｔｈｉｍや水温Ｔｈｗを基に推定することができる。もちろん、気筒１１内の温度を検出するセンサが設けられている場合、当該センサの検出値を気筒１１内の温度「Ｔ」として採用してもよい。

上述したように関係式（式１）における「Ｆｕｅｌ」、「Ｏ２」及び「Ｔ」は、吸気通路２１を流れる空気の温度、吸気通路２１を流れる空気の圧力、ＥＧＲガスの還流量及び水温Ｔｈｗに応じて変化する。よって、燃料分圧「Ｆｕｅｌ」、酸素分圧「Ｏ２」及び気筒１１内の温度「Ｔ」もまた、気筒１１内における燃料の着火性を変化させるパラメータの一例であるということができる。そして、上記式（式１）を用いて算出した指標τ０は、気筒１１内における燃料の着火性を変化させるパラメータに基づいた値である。

目標算出部６３は、指標算出部６２によって算出された指標τ０を基に、気筒１１内における燃料の着火性を推定する。そして、目標算出部６３は、指標τ０を基に推定した着火性が高いほど着火遅れ目標値τｔｒｇが小さくなるように、着火遅れ目標値τｔｒｇを算出する。本実施形態では、以下に示す関係式（式７）を用い、着火遅れ目標値τｔｒｇが算出される。そのため、指標τ０の増大に対し、着火遅れ目標値τｔｒｇを単調増加させることができる。すなわち、指標τ０を基に推定した着火性の上昇に対し、着火遅れ目標値τｔｒｇを単調減少させることができる。なお、関係式（式７）における「Ｆ１１」及び「Ｆ１２」は、定数であり、実験及びシミュレーションに基づいて設定された値である。例えば、定数「Ｆ１１」は正の値である。

次に、図３を参照し、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時における燃料噴射の処理の流れについて説明する。

図３に示す処理の流れの説明の前に、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転が行われているか否かの推定方法について説明する。本実施形態では、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れを基に当該推定を行う。例えば図６に示すように、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れの推定値である着火遅れτが規定時間τＴｈ未満である場合には、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域で機関運転が行われていると推定することができる。一方、着火遅れτが規定時間τＴｈ以上である場合には、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域ではなく、予混合燃焼のみが行われる領域で機関運転が行われていると推定することができる。そのため、着火遅れτが規定時間τＴｈ未満であるときには、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域で機関運転が行われていると推定できるため、図３に示す一連の処理が実行される。

なお、着火遅れτは、例えば、過給圧ＢＰ、吸入空気量ＧＡ、水温Ｔｈｗ、吸気温Ｔｈｉｍ、メイン噴射の開始時期、及びメイン噴射による燃料噴射量を基に算出することができる。

図３に示すように、ステップＳ１１において、指標τ０の算出に必要な各種のパラメータが取得される。次のステップＳ１２において、指標算出部６２によって、上記の式（式１）を用い、指標τ０が算出される。続いて、ステップＳ１３において、目標算出部６３によって、上記関係式（式７）を用い、着火遅れ目標値τｔｒｇが算出される。

そして、次のステップＳ１４において、弁制御部６１によって、着火遅れτが着火遅れ目標値τｔｒｇとなるように、燃料噴射弁２６の駆動が制御される。本実施形態では、ステップＳ１４では、メイン噴射に先立って実行されるパイロット噴射での燃料噴射量、すなわちパイロット噴射時における燃料噴射弁２６への通電時間が調整される。例えば着火遅れτが着火遅れ目標値τｔｒｇよりも短い場合、弁制御部６１はパイロット噴射での燃料噴射量を減少させる。一方、例えば着火遅れτが着火遅れ目標値τｔｒｇよりも長い場合、弁制御部６１はパイロット噴射での燃料噴射量を増大させる。そして、一連の処理が一旦終了される。

次に、図４～図７を参照し、本実施形態の作用及び効果について説明する。
図４には、予混合燃焼速度と、気筒１１内での燃料の燃焼に起因する騒音である燃焼騒音の大きさとの関係が図示されている。図４に示すように、予混合燃焼速度が高いほど、燃焼騒音が大きくなる。これは、予混合燃焼速度が高いほど、火炎が気筒１１内に一気に広がるためである。気筒１１内で火炎が広がる速度が高いほど、燃焼騒音が大きくなりやすい。

図５には、気筒１１内に噴射された燃料の着火性と、予混合燃焼速度との関係が図示されている。図５に示すグラフは、実験及びシミュレーションによって得られた結果である。図５に示すグラフからは、気筒１１内での燃料の着火性が低いほど、予混合燃焼速度が低くなることを読み取ることができる。つまり、指標τ０が大きいほど、予混合燃焼速度が低くなるということができる。

図６には、着火遅れτと、燃焼騒音の大きさとの関係が図示されている。図６に示すように、着火遅れτが規定時間τＴｈ未満である場合、気筒１１内では、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する。一方、着火遅れτが規定時間τＴｈ以上である場合、気筒１１内では、予混合燃焼のみが行われる。図６に示すグラフからは、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時には着火遅れτが長くなるにつれて燃焼騒音が大きくなることを読み取ることができる。これは、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時では、気筒内での燃料の着火遅れが長くなるほど、拡散燃焼及び予混合燃焼のうち予混合燃焼が占める割合が大きくなり、その結果、燃焼騒音が大きくなるためと考えられる。具体的には、気筒１１内での燃料の着火性が低いほど、気筒内での燃料の着火遅れが長くなりやすい。また、気筒１１内での燃料の着火性が低いほど、予混合燃焼速度が低くなりやすい。そして、予混合燃焼速度が低いほど、拡散燃焼及び予混合燃焼のうち予混合燃焼が占める割合が大きくなりやすい。よって、着火遅れが長くなるほど、予混合燃焼速度が低くなるため、拡散燃焼及び予混合燃焼のうち予混合燃焼が占める割合が大きくなる。その結果、燃焼騒音が大きくなる。

そして、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時における燃焼騒音と着火遅れτとの関係は、以下の式（式８）のような近似式で表すことができる。なお、式（式８）において、「Ｐ１」、「Ｐ２」及び「Ｐ３」は定数である。

上述したように指標τ０と予混合燃焼速度との間の関係は反比例の関係であり、燃焼騒音と着火遅れτとの関係は上記式（式８）のように表すことができる。そのため、燃焼騒音と、着火遅れτ及び指標τ０との関係は、以下の式（式９）のように表すことができる。

燃焼騒音が一定値「Ｃｏｎｓｔ」であるとした場合、式（式９）は、式（式１０）のように表すことができる。そして、燃焼騒音が一定値「Ｃｏｎｓｔ」になるときの着火遅れτを着火遅れ目標値τｔｒｇとする場合、着火遅れ目標値τｔｒｇを以下の式（式１１）で表すことができる。

式（式１１）からも明らかなように、指標τ０が大きいほど着火遅れ目標値τｔｒｇを大きくすることにより、燃焼騒音の大きさを一定値で保持することが可能となる。そして、式（式１１）における定数「Ｐ２」を「１」とすることにより、上記関係式（式７）を導出することができる。

そこで、本実施形態では、このように導出した関係式（式７）を用い、着火遅れ目標値τｔｒｇを算出するようにしている。図７における実線は、関係式（式７）を用いて算出した着火遅れ目標値τｔｒｇと指標τ０との関係を表す線である。図７における破線は、燃料の着火性、すなわち指標τ０に拘わらず着火遅れ目標値τｔｒｇを設定する場合の比較例１を表す線である。

比較例１の場合では、内燃機関１０の運転状態、すなわち機関回転速度ＮＥ及び機関負荷率ＫＬが一定であるときに、燃料の着火性を変化させるパラメータ、すなわち着火性の指標τ０が変化しても着火遅れ目標値τｔｒｇが変化しない。その結果、当該パラメータが変化すると、燃焼騒音の大きさが変化してしまう。

これに対し、本実施形態では、指標τ０を基に燃料の着火性を推定し、着火性が高いほど着火遅れ目標値τｔｒｇが小さくなるように、着火遅れ目標値τｔｒｇが算出される。そして、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れτを着火遅れ目標値τｔｒｇに近づけるべく、燃料噴射弁２６が制御される。すなわち、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れτと着火遅れ目標値τｔｒｇとの乖離が小さくなるように、燃料噴射弁２６が制御される。その結果、上記パラメータが変化することに起因して燃焼騒音の大きさが変化することを抑制できる。

したがって、本実施形態によれば、拡散燃焼と予混合燃焼とが混在する領域での機関運転時における燃焼騒音の大きさのばらつきを抑制することができる。
上記実施形態は、以下のように変更して実施することができる。上記実施形態及び以下の変更例は、技術的に矛盾しない範囲で互いに組み合わせて実施することができる。

・メイン噴射で気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れτは、パイロット噴射の開始時期によっても変わる。具体的には、パイロット噴射の開始時期を遅角させてパイロット噴射の時期とメイン噴射の時期との間隔を狭くすることにより、メイン噴射で気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れを長くすることができる。そこで、着火遅れτが着火遅れ目標値τｔｒｇよりも短いときにはパイロット噴射の時期を遅角させる一方、着火遅れτが着火遅れ目標値τｔｒｇよりも長いときにはパイロット噴射の時期を進角させるようにしてもよい。

・メイン噴射で気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れτが着火遅れ目標値τｔｒｇと相違しているときには、パイロット噴射による燃料噴射量、及び、パイロット噴射の開始時期の双方を調整するようにしてもよい。

・メイン噴射の開始時期の変更を通じ、メイン噴射によって気筒１１内に噴射された燃料の着火遅れτと着火遅れ目標値τｔｒｇとの乖離を小さくするようにしてもよい。この場合、着火遅れτと着火遅れ目標値τｔｒｇとの乖離を小さくするためのパイロット噴射による燃料噴射量の調整、及び、パイロット噴射の開始時期の調整を行わなくてもよい。

・上記実施形態では、一次関数である上記関係式（式７）を用いて着火遅れ目標値τｔｒｇを算出するようにしている。しかし、指標τ０の減少に対して着火遅れ目標値τｔｒｇを単調減少させることができるのであれば、上記関係式（式７）とは別の式を用い、着火遅れ目標値τｔｒｇを算出するようにしてもよい。例えば、以下の関係式（式１２）のような二次関数を用い、着火遅れ目標値τｔｒｇを算出するようにしてもよい。関係式（式１２）における「Ｆ２１」、「Ｆ２２」及び「Ｆ２３」は、定数であり、実験及びシミュレーションに基づいて設定された値である。なお、関係式（式１２）は、上記式（式１１）における定数「Ｐ２」を「０．５」とすることにより導出することができる。

そして、関係式（式９）を用いて着火遅れ目標値τｔｒｇを算出する場合、指標τ０の変化に対し、図８に示すように着火遅れ目標値τｔｒｇが推移するようになる。

・アレニウスの式（式１）における関数「Ｍ（Ｔ）」は、気筒１１内の温度「Ｔ」が高いほど演算結果を大きい値とすることができるのであれば、上記式（式２）とは異なる関数であってもよい。

・上記実施形態では、アレニウスの式（式１）を用いて指標τ０を算出するようにしている。しかし、指標τ０を、気筒１１内での燃焼の着火性に応じた値とすることができるのであれば、指標τ０の算出に際して式（式１）を用いなくてもよい。

例えば、メイン噴射の終了時点の気筒１１内の燃料分圧「Ｆｕｅｌ」が高いほど指標τ０を小さくすることができるのであれば、式（式１）を用いないで指標τ０を算出するようにしてもよい。

また、メイン噴射の終了時点の気筒１１内の酸素分圧「Ｏ２」が高いほど指標τ０を小さくすることができるのであれば、式（式１）を用いないで指標τ０を算出するようにしてもよい。

また、メイン噴射の開始時における気筒１１内の温度「Ｔ」が高いほど指標τ０を小さくすることができるのであれば、式（式１）を用いないで指標τ０を算出するようにしてもよい。

・指標τ０を基に燃料の着火性を推定するのではなく、気筒１１内における燃料の着火性を変化させるパラメータから着火性を直接推定するようにしてもよい。例えば、メイン噴射の終了時点の気筒１１内の燃料分圧「Ｆｕｅｌ」を基に着火性を推定するようにしてもよい。また、メイン噴射の終了時点の気筒１１内の酸素分圧「Ｏ２」を基に着火性を推定するようにしてもよい。また、メイン噴射の開始時における気筒１１内の温度「Ｔ」を基に着火性を推定するようにしてもよい。

１０…内燃機関、１１…気筒、２６…燃料噴射弁、６０…制御装置、６１…弁制御部、６２…指標算出部、６３…目標算出部。

Claims (6)

1. 気筒内に燃料を噴射する燃料噴射弁を備えた圧縮自着火式の内燃機関に適用され、
   前記燃料噴射弁にパイロット噴射を行わせ、その後に前記燃料噴射弁にメイン噴射を行わせる内燃機関の制御装置であって、
   前記メイン噴射によって前記気筒内に噴射された燃料の着火遅れと着火遅れの目標である着火遅れ目標値との乖離が小さくなるように、前記燃料噴射弁を制御する弁制御部と、
   前記燃料の着火遅れの長さと相関するパラメータを基に、前記燃料噴射弁にシングル噴射を行わせたと仮定した場合での燃料の着火遅れの長さが長いほど大きくなるように指標を算出する指標算出部と、
   前記着火遅れの推定値が予め定められた規定値未満となる 機関運転時には、前記指標が小さいほど前記着火遅れ目標値が小さくなるように、当該着火遅れ目標値を算出する目標算出部と、を備える
   内燃機関の制御装置。
2. 前記指標算出部は、前記パラメータである前記気筒内の燃料分圧を除く条件が同じと仮定した場合に、前記指標を推定する時点において最新の前記燃料分圧が高いほど前記指標を小さく算出する
   請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記指標算出部は、前記パラメータである前記気筒内の酸素分圧を除く条件が同じと仮定した場合に、前記指標を推定する時点において最新の前記酸素分圧が高いほど前記指標を小さく算出する
   請求項１又は請求項２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記指標算出部は、前記パラメータである前記気筒内の温度を除く条件が同じと仮定した場合に、前記指標を推定する時点において最新の前記温度が高いほど前記指標を小さく算出する
   請求項１～請求項３のうち何れか一項に記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記指標算出部は、 前記パラメータとしての前記気筒内の燃料分圧、前記気筒内の酸素分圧及び前記気筒内の温度を基に、前記指標を算出し、
   「τ０」を前記指標とし、「Ｆｕｅｌ」を前記気筒内の燃料分圧とし、「Ｏ２」を前記気筒内の酸素分圧とし、「Ｔ」を前記気筒内の温度とし、「Ｍ（Ｔ）」を前記気筒内の温度を変数とする関数とし、「Ａ」、「Ｂ」及び「Ｃ」をモデル定数とした場合、
   前記指標算出部は、以下に示す式に前記指標を推定する時点において最新の前記パラメータを代入して前記指標を算出する
   

   

   請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記弁制御部は、前記パイロット噴射での燃料噴射量、及び、前記パイロット噴射の開始時期の少なくとも一方を調整することにより、前記着火遅れを前記着火遅れ目標値に近づける
   請求項１～請求項５のうち何れか一項に記載の内燃機関の制御装置。

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