內燃機的控制裝置的制作方法

專利名稱：內燃機的控制裝置的制作方法
技術領域：
本發明涉及一種內燃機的控制裝置，詳細地說，涉及一種使柴油機的燃燒最佳化的控制裝置。
背景技術：
由于近年來對強化限制廢氣和降低噪音的要求，在柴油機方面，燃燒室內的燃燒最佳化的要求也逐漸提高起來。為了實現燃燒的最佳化，在柴油機中，必須正確控制燃料噴射量、燃料噴射時間、噴射期間等。
但是，在柴油機中，一般不進行吸入空氣量的調整而根據燃料噴射量來控制內燃機負荷。因此，在柴油機中，在大大高于理論空燃比的稀空燃比區域內進行燃燒，并且空燃比根據負荷發生變化。因此，在現有的柴油機中，并不是像汽油機那樣嚴密控制空燃比，也不像汽油機那樣對燃料噴射量、燃料噴射時間等燃料噴射參數也進行精密的控制。此外，以往，在柴油機中，雖然是根據內燃機運轉條件(轉速、加速踏板開度等)來決定燃料噴射量、噴射時間、噴射壓力等燃料噴射特性值的目標值，根據該目標值對燃料噴射閥進行開環控制，但是，在開環控制中，但是在開環控制中，無法防止實際的燃料噴射量相對于目標噴射量產生誤差值，所以難以在將燃燒狀態作為目標的狀態下進行正確控制。
另外，為了改善廢氣特性和降低噪音，在各汽缸的一沖程循環中，在主燃料噴射的前后進行多次的燃料噴射，將燃燒狀態調整為最佳的多點燃料噴射是有效的。但是，為了進行多點燃料噴射，必須精密控制多次燃料噴射的各自的燃料噴射量和噴射時間。
此外，為了改善燃燒狀態，在最近的柴油機中所采用的共軌式高壓燃料噴射裝置中，由于燃料噴射時間短，并且在噴射過程中燃料噴射壓力發生變化，所以存在燃料噴射量易產生誤差值的問題。因此，在共軌式高壓燃料噴射裝置中，雖然采用很小地設定燃料噴射閥的公差值而提高燃料噴射精度等對策，但是實際上由于燃料噴射閥各部的磨損等而使燃料噴射特性隨著使用時間發生變化，所以進行開環控制時，通常難以使燃料噴射特性值與目標值一致。
這樣，由于在柴油機中燃料噴射量等容易產生誤差值，所以即使可以設定得到最佳燃燒狀態的目標值，實際上也難以使其燃料噴射量與目標值一致。
另一方面，為了降低內燃機的燃燒溫度而減少NOx等有害排出物，公知的技術是將一部分內燃機廢氣作為EGR(廢氣再循環)氣體使其回流到內燃機燃燒室中。此外，通常在進行稀空燃比運轉的柴油機中，通過將較多量的EGR氣體供應給燃燒室，可以減少廢氣中的有害排出物。
但是，EGR氣體對燃燒影響很大，尤其是在柴油機中，EGR氣體量對燃料噴射開始后直至所噴射的燃料開始燃燒的著火延遲時間影響很大。因此，過多地向燃燒室供應EGR氣體時，則內燃機的燃燒狀態惡化，導致內燃機性能的下降和廢氣特性的惡化。
另一方面，EGR氣體量少時，抑制有害排出物的效果降低。因此，必須根據內燃機的運轉狀態適量控制EGR氣體量。
但是，以往，通常不進行對EGR氣體量的精密控制，尤其是在柴油機中，將用于控制EGR氣體流量的EGR閥的開度開環控制為由內燃機轉速和加速踏板開度(加速踏板的踏入量)所決定的值。
但是，由于近年來對強化限制廢氣和降低噪音的要求，導致對EGR氣體流量也必須精密控制為最佳值。當這樣進行精密的EGR控制時，在現有的基于內燃機轉速和加速踏板開度的開環控制中無法得到足夠的精度。此外，例如，在汽油發動機中，雖然可以在內燃機排氣通路上配置空燃比傳感器，根據由空燃比傳感器所檢測出的排氣空燃比來控制EGR氣體量，但是由于像柴油機等那樣有時在排氣空燃比極其稀薄的狀態下進行運轉的內燃機中，空燃比傳感器的檢測精度降低，所以存在根據空燃比傳感器所檢測出的排氣空燃比控制EGR氣體量時誤差值變大的問題。
在EGR氣體量的控制中，檢測出實際的燃燒狀態為何種形式，并且使實際的燃燒狀態與作為目標的燃燒狀態一致地對EGR氣體量進行反饋控制是有效的。
即，相對于以往的對燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR氣體量等進行基于內燃機轉速和加速踏板開度的開環控制，為了改善廢氣的特性和降低噪音，必須根據實際的燃燒狀態對燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR氣體量等進行正確的反饋控制。
這樣，作為根據實際的內燃機燃燒狀態控制燃料噴射和EGR的裝置，例如有特開2000-54889號公報所記載的裝置。
雖然特開2000-54889號公報中的裝置，不是關于柴油機而是關于汽油發動機的裝置，但是作為表示內燃機的燃燒狀態的燃燒參數利用燃燒室內的放熱率，控制EGR氣體流量和燃料噴射時間、燃料噴射量、點火時間等，使得放熱率形成規定的模型。
即，特開2000-54889號公報中的裝置，在汽缸上配置用于檢測內燃機燃燒室內壓力的汽缸內壓力傳感器，根據所檢測出的實際的燃燒室內壓力(燃燒壓)和曲柄轉角算出各曲柄轉角上的放熱率，反饋控制EGR氣體量、點火時間、燃料噴射時間等，使得相對于放熱率的曲柄轉角的變化模型，與根據運轉條件所預設的理想的變化模型一致，從而得到最佳的燃燒。
在上述特開2000-54889號公報中的裝置中，作為關于燃燒的參數選定放熱率，算出實際的運轉狀態中的放熱率模型，反饋控制點火時間、燃料噴射量等，使得該放熱率形成規定的模型。雖然特開2000-54889號公報的裝置涉及汽油機，但是例如在柴油機中同樣可以考慮通過設置汽缸內壓力傳感器，根據汽缸內壓力傳感器的輸出算出放熱率的模型，反饋控制燃料噴射時間、燃料噴射量，使得該放熱率的峰值位置和模型達到規定的峰值位置和放熱率模型。
但是，在特開2000-54889號公報的裝置中，作為表示內燃機的燃燒狀態的參數，僅利用燃燒室中的放熱率進行燃燒狀態的反饋控制。在特開2000-54889號公報的裝置中，使用了汽油機，在汽油機中，進行預混合氣體的火花點火，點火、燃燒等燃燒參數也變化不大。因此，作為表示燃燒狀態的參數，即使只利用放熱率的峰值位置和模型，也不會產生大的誤差值。
但是，在柴油機中，例如，有時不僅進行主燃料噴射，還進行包括在主燃料噴射之前所進行的預噴射和在主燃料噴射之后所進行的殘噴射等的多點燃料噴射，有時僅使噴射形式(噴射模式)也大不相同。另外，在柴油機中，燃燒模型(燃燒模式)根據EGR氣體量發生變化。
因此，由于燃燒室內的壓力變化也根據噴射模式和燃燒模式而大不相同，所以僅通過放熱率的峰值位置和模型來進行燃燒狀態的反饋控制未必合適。
例如，在柴油機的汽缸內燃料噴射閥上，噴射量和噴射時間等的燃料噴射特性隨著使用時間逐漸發生變化而產生燃料噴射特性的偏差，這樣的偏差難以根據上述的放熱率峰值位置和模型準確修正。
此外，雖然當進行預噴射和主燃料噴射、或殘噴射等多點燃料噴射時，為了使燃燒狀態最佳，必須將各自的噴射的燃料噴射量和噴射時間控制為最佳，但是難以僅根據放熱率峰值位置和模型，反饋控制多個燃料噴射的燃料噴射特性。
另一方面，作為利用放熱率以外的參數檢測出燃燒狀態，根據燃燒狀態反饋控制多點燃料噴射的燃料噴射特性的內燃機的燃料控制裝置的例子，有特開2001-123871號公報所記載的裝置。
特開2001-123871號公報中的裝置，測量內燃機的燃燒噪音，根據所測出的燃燒噪音判斷預噴射量過多還是過少，據此補正預噴射量。此外，作為燃燒噪音，利用通過用于檢測燃燒室內壓力的汽缸內壓力傳感器所檢測出的汽缸內壓力的微分值或2階微分值，從而可以消除機械振動的影響而提高燃燒噪音的檢測精度。
即，特開2001-123871號公報中的裝置，根據實際上所測量出的燃燒噪音反饋控制預噴射量，從而通常將燃燒噪音抑制在目標強度以下。
如上所述，在特開2001-123871號公報中的裝置中，由于根據實際所測量的燃燒噪音反饋控制預噴射量，所以通常可以將燃燒噪音抑制在目標水平以下。但是，在上述特開2001-123871號公報的裝置中，雖然將燃燒噪音抑制在目標值以下，但是通常未必會得到良好的燃燒狀態，相反，有時會導致排氣特性的惡化。
即，雖然為了得到良好的排氣特性，不僅需要適當控制預噴射的噴射量，還必須適當控制噴射時間，但是在特開2001-123871號公報的裝置中，根據燃燒噪音僅控制預噴射的噴射量，對于噴射時間并未進行基于實際的燃燒狀態的控制。因此，在特開2001-123871號公報的裝置中，存在即使燃燒噪音降低，通常排氣特性也未必會提高的問題。
另外，特開2001-123871號公報的裝置，由于僅將預噴射、且只進行一次預噴射的運轉作為對象，所以存在，對于有時進行多次的預噴射和在主燃料噴射之后進行殘噴射的多點燃料噴射，無法適當控制各燃料噴射的噴射量和噴射時間的問題。

發明內容
鑒于上述問題，本發明的目的在于提供一種內燃機的控制裝置，其在柴油機中，也可以通過根據噴射模式和燃燒模式使用最佳的燃燒參數而進行對燃料噴射量、噴射時間、EGR氣體量的反饋控制，將柴油機的燃燒狀態控制為最佳。
為達成上述目的，根據本發明所提供的內燃機的控制裝置，在內燃機燃燒室內具有用于噴射燃料的燃料噴射閥、作為EGR氣體使一部分內燃機排氣回流到內燃機燃燒室內的EGR裝置以及用于檢測內燃機燃燒室內的壓力的汽缸內壓力傳感器，其中，包括燃燒參數計算裝置，根據通過所述汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力和利用內燃機曲柄轉角預設的關系，計算出含有汽缸內發熱量、燃燒開始時間和燃燒期間中的至少其一的表示內燃機燃燒狀態的燃燒參數；和補正裝置，補正燃料噴射量、燃料噴射時間和EGR氣體量的任意一個以上，使得所計算出的燃燒參數達到根據內燃機運轉狀態所預設的目標值；作為所述燃燒參數，從根據燃燒室內壓力和內燃機曲柄角度所計算出、表示所述內燃機燃燒狀態的多種燃燒參數中，利用根據內燃機的燃料噴射模式或燃燒模式所選擇的燃燒參數進行通過所述補正裝置的補正。
即，在本發明中，雖然根據由汽缸內壓力傳感器所檢測出的實際的燃燒室內壓力和曲柄轉角算出表示內燃機的燃燒狀態的燃燒參數，但是，作為該燃燒參數，例如不僅是只利用放熱率控制所有的情況，還從根據燃燒室內壓力和曲柄轉角所算出的多種燃燒參數中，根據由燃料噴射的次數等燃料噴射模式和EGR量等所決定的燃燒模式，選擇最佳的燃燒參數，即，在其燃料噴射模式和燃燒模式中，誤差值最小的參數，用于反饋控制。這樣，從多種燃燒參數中，根據燃料噴射模式和燃燒模式選擇誤差值最小的燃燒參數來進行反饋控制，從而可以將柴油機的燃燒控制為最佳。
另外，在本說明書中，將根據燃燒室內壓力所算出的、表示燃燒室內的燃燒狀態的參數稱作燃燒參數。
作為可在本發明中使用的燃燒參數，例如有以下參數。
開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值Pmax(參見圖2)和燃燒室內壓力最大時的曲柄轉角。
當產生燃燒室內壓力的相對于曲柄轉角的變化率的最大值(dP/dθ)max(參見圖4)時的曲柄轉角。
當產生燃燒室內壓力的2階微分值的最大值(d2P/dθ2)max時的曲柄轉角。
燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的最大值PVmax和產生PVmax時的曲柄轉角。
燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的最大值PVmax，與在產生PVmax時的曲柄轉角(θpvmax)處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積PVmaxbase的差值為ΔPVmax(＝PVmax-PVmaxbase)(參見圖7)。
當產生汽缸內放熱率的最大值(dQ/dθ)max時的曲柄轉角。
汽缸內總發熱量∑dQ。
開始燃燒后的汽缸內壓力的最大值Pmax與從達到壓縮上止點后到燃燒室內開始燃燒之間的汽缸內最小壓力Pmin(參見圖8)的差值，Pmax-Pmin。
開始燃燒后的汽缸內壓力的最大值Pmax，與在所述汽缸內壓力最大時的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所產生的燃燒室內壓力Pmaxbase(參見圖9)的差值，Pmax-Pmaxbase。
從這些燃燒參數中根據噴射模式、燃燒模式利用合適的參數控制燃料噴射量、噴射時間、EGR氣體量等，從而可以將內燃機的燃燒狀態控制為最佳。
此外，尤其是在EGR的控制上，作為燃燒參數，利用從燃料噴射開始時到產生所述的燃燒室內壓力與燃燒室實際容積的乘積的最大值PVmax的曲柄轉角的時間Δt時，可以進行高精度的EGR控制。
同樣，在EGR控制上，作為燃燒參數，利用燃料噴射開始后，到根據由燃燒室內壓力P、由曲柄轉角θ所決定的燃燒室容積V和燃燒氣體的比熱比k所算出的PVk值而計算出的PVk值取最小值PVkmin的時間Δtd，或利用開始由燃料噴射閥噴射燃料后，從PVk值取最小值PVkmin到取最大值PVkmax的時間Δtc，也可以進行高精度的EGR控制。
另外，當進行多點燃料噴射時，還可以將利用燃燒室內壓力P、由曲柄轉角θ所決定的燃燒室容積V和預設的常數γ，利用作為V的γ次方與P的乘積所表示的參數PVγ的相對于曲柄轉角θ的變化率d(PVγ)/dθ所算出的燃燒室內的包括燃燒開始時間和終止時間的燃燒時間，用作燃燒參數，補正各燃料噴射的噴射時間和噴射量(燃料噴射壓力)，使得這些燃料參數與目標值一致。


圖1是表示將本發明的燃料噴射裝置用于汽車用柴油機時的實施方式的概略結構的圖。
圖2是用于說明燃燒參數Pmax的圖。
圖3是用于說明根據燃燒參數(dP/dθ)max的噴射模式的區別使用的圖。
圖4是用于說明燃燒參數(dP/dθ)max的圖。
圖5是用于說明根據燃燒參數(d2P/dθ2)max的噴射模式的區別使用的圖。
圖6是用于說明根據燃燒參數(dQ/dθ)max的噴射模式的區別使用的圖。
圖7是用于說明燃燒參數ΔPVmax的圖。
圖8是用于說明燃燒參數(Pmax-Pmin)的圖。
圖9是用于說明燃燒參數(Pmax-Pmaxbase)的圖。
圖10是用于說明燃燒參數(PVmain-PVmainbase)的圖。
圖11是用于說明燃燒參數(Pmtdc-Pmin)的圖。
圖12是用于說明本發明的燃料噴射補正操作的一實施方式的流程圖。
圖13是表示汽缸內壓力傳感器的校準原理的圖。
圖14是用于說明燃燒參數(ΔPVmax-ΔPVafter)的圖。
圖15是用于說明燃燒參數(Pmain-Pmainbase)的圖。
圖16是用于說明燃燒模式切換時的燃料噴射控制操作的流程圖。
圖17是用于說明在本實施方式中所使用的燃燒參數的定義的圖。
圖18是用于說明本實施方式中的燃料噴射等基本控制的流程圖。
圖19是用于說明本實施方式中的利用燃燒參數的燃料噴射等的控制操作的流程圖。
圖20是用于說明利用燃燒參數的EGR率控制的另一實施方式的流程圖。
圖21是用于說明從通常的燃燒模式向低溫燃燒模式的切換控制的定時圖。
圖22是用于說明從低溫燃燒模式返回到通常的燃燒模式時的切換控制的定時圖。
圖23是用于說明構成多點燃料噴射的各燃料噴射的圖。
圖24(A)是用于說明本實施方式中的燃燒期間的檢測原理的圖。
圖24(B)是用于說明發熱量的檢測原理的圖。
圖25是用于說明各燃料噴射中的燃燒時間和發熱量的計算操作的流程圖。
圖26是用于說明本實施方式的燃料噴射補正操作的順序的流程圖。
具體實施例方式
下面，參照附圖對本發明的實施方式進行說明。
圖1是表示將本發明的燃料噴射裝置應用于汽車用柴油機時的實施方式的概略結構的圖。
在圖1中，1表示內燃機(在本實施方式中，使用具有從#1到#4四個汽缸的四汽缸四循環柴油機)，10a～10d表示直接向從內燃機1的#1到#4的各汽缸燃燒室噴射燃料的燃料噴射閥。燃料噴射閥10a～10d，分別通過燃料通路(高壓燃料配管)連接在共用的蓄壓器(共用軌道)3上。共用軌道3具有貯存由高壓燃料噴射泵5所供應的加壓燃料，并通過高壓燃料配管將所貯存的高壓燃料分配給各燃料噴射閥10a～10d的功能。
在本實施方式中，設有用于使一部分內燃機的廢氣回流到各汽缸燃燒室的EGR裝置。EGR裝置，包括用于連接內燃機的排氣通路和內燃機的吸氣通路或各汽缸的吸氣口的EGR通路33；和配置在該EGR通路上，具有作為控制從排氣通路向吸氣通路回流的廢氣(EGR氣體)流量的流量控制閥的功能的EGR閥35。EGR閥35，具有步進電動機等適當形式的執行機構35a，根據來自后述的ECU20的控制信號控制EGR閥開度。
圖1中20所表示的是進行內燃機的控制的電子控制單元(ECU)。ECU20是作為通過雙向總線連接只讀存儲器(ROM)、隨機存儲器(RAM)、中央處理器(CPU)以及輸入輸出端口的公知結構的微型電子計算機而構成的。ECU20，在本實施方式中，除了控制燃料泵5的噴出量，將共用軌道3壓力控制為根據內燃機運轉條件所決定的目標值的燃料壓力控制以外，還根據內燃機運轉狀態設定燃料噴射的噴射時間及噴射量、EGR氣體量，并且進行對燃料噴射量、噴射時間、EGR氣體量等進行反饋控制的內燃機的基本控制，使得根據后述汽缸內氣體壓力傳感器所計算出的燃燒參數的值，與根據內燃機運轉狀態所決定的目標值一致。
為了進行這些控制，在本實施方式中，除了在共用軌道3上設置用于檢測共用軌道內燃料壓力的燃料壓力傳感器27以外，還在內燃機1的加速踏板(未圖示)附近設置用于檢測加速踏板開度(駕駛員的加速踏板的踏入量)的加速踏板開度傳感器21。此外，圖1中的23所表示的是用于檢測內燃機1的凸輪軸的旋轉相位的凸輪角傳感器，25所表示的是用于檢測曲軸的旋轉相位的曲柄轉角傳感器。凸輪角傳感器23配置在內燃機的凸輪軸附近，換算為曲柄轉角并每隔720度輸出基準脈沖。此外，曲柄轉角傳感器25，配置在內燃機的曲軸附近，每隔規定的曲柄轉角(例如每15度)，產生曲柄轉角脈沖。
ECU20，根據由曲柄轉角傳感器25輸入的曲柄轉角脈沖信號的頻率計算出內燃機轉速，根據由加速踏板開度傳感器21輸入的加速踏板開度信號和內燃機轉速，計算出燃料噴射閥10a～10d的燃料噴射時間和燃料噴射量、EGR閥35開度(EGR氣體量)。
此外，圖1中的29a～29d所表示的是，配置在各汽缸10a～10d上的用于檢測汽缸燃燒室內的壓力的公知形式的汽缸內壓力傳感器。通過汽缸內壓力傳感器29a～29d所檢測出的各燃燒室內壓力，經過AD轉換器30供應給ECU20。
在本實施方式中，通過ECU20將共用軌道3的燃料壓力控制為適應內燃機運轉狀態的壓力，例如從10Mpa到150Mpa左右的高壓，在很廣的范圍內變化。此外，在柴油機中，一般在主燃料噴射之前進行一次或多次向汽缸內噴射較少量的燃料的預噴射。由于通過預噴射向汽缸內噴射的燃料，在主燃料噴射之前燃燒而使汽缸內的溫度壓力上升到適于主燃料噴射的燃燒的狀態，所以可以通過進行預噴射來降低燃燒噪音。
此外，在像本實施方式這樣進行高壓燃料噴射的柴油機中，有時在主燃料噴射之后進行一次或多次殘噴射和后噴射。殘噴射是，當主燃料噴射的燃料噴射量增多，一次噴射時燃燒狀態惡化時，為了使汽缸內的燃料壓力變化最佳化而進行的，后噴射是例如為提高排氣溫度所進行的。
在柴油機中，由于不必像現有的汽油機那樣準確控制空燃比，所以燃料噴射量的控制也不要求較高的精度。但是，在上述高壓的燃料噴射中，除了主燃料噴射以外，還要求預噴射、殘噴射等多點燃料噴射。(在本說明書中，將除主燃料噴射以外所進行的預噴射、殘噴射、后噴射等總稱為多點燃料噴射。)另外，后面對多點燃料噴射進行詳細說明。
因此，必須在柴油機中高精度地進行燃料噴射。但是，現有的燃料噴射控制，基本上是從根據內燃機運轉條件(轉速、加速踏板開度)所預設的圖像設定燃料噴射量、燃料噴射時間的開環控制，實際上隨著燃料噴射壓力的高壓化的燃料噴射時間的縮短，和共軌式燃料噴射中的燃料噴射中的共用軌道壓力(燃燒噴射壓力)變動和伴隨使用的燃料噴射閥的燃料噴射特性的變化等，是燃料噴射量產生誤差值的主要原因，難以通過對燃料噴射量、噴射時間等進行開環控制來準確控制。
因此，在本實施方式中利用表示內燃機的燃燒狀態的參數，通過對燃料噴射量、噴射時間等進行反饋控制，使該參數成為根據內燃機運轉狀態所設定的最佳值(目標值)，從而將內燃機的燃燒狀態維持在最佳狀態。
在本實施方式中，作為表示燃燒狀態的參數，使用根據汽缸內壓力傳感器29a～29d所檢測除的燃燒室內壓力和曲柄轉角所計算出的參數，將根據這些燃燒室內壓力和曲柄轉角所計算出的表示燃燒室內的燃燒的參數稱作燃燒參數。
并且，根據燃燒室內壓力所算出的表示燃燒狀態的參數，即，燃燒參數也存在無數，理論上這些中的任意一個都可以用于燃料噴射量、噴射時間等的反饋控制。但是，實際上判明根據內燃機的燃料噴射模式(只有主燃料噴射，或主燃料噴射和多點燃料噴射的組合)、燃燒模式(EGR量的大小等)，反饋控制的精度根據所利用的燃燒參數發生大變化。
因此，在本實施方式中，預先設定多種表示與燃燒狀態的良好的密切聯系的燃燒參數，根據內燃機1的燃料噴射模式或燃燒模式從中選擇、使用控制誤差值最小的參數。
不是與燃料噴射模式和燃燒模式無關，使用同一燃燒參數，而使如上所述根據燃料噴射模式和燃燒模式從多種燃燒參數中選擇并使用最佳的燃燒參數，從而在本實施方式中，盡管燃料噴射模式和燃燒模式不同，通常也可以維持柴油機的最佳燃燒狀態。
以下表示在本實施方式中所使用的燃燒參數的代表例。在本實施方式中，根據燃料噴射模式和燃燒模式從以下的燃燒參數中選擇最佳的參數，作為燃燒參數使用。
(1)開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值Pmax，和產生該最大值的曲柄轉角θpmax(圖2)(2)產生燃燒室內壓力的相對于曲柄轉角的變化率的局部性的最大值(極大值)(dP/dθ)max時的曲柄轉角(3)產生燃燒室內壓力的2階微分值的局部性的最大值(極大值)(d2P/dθ2)max時的曲柄轉角(4)燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的最大值PVmax和產生該最大值時的曲柄轉角θpvmax(5)上述PVmax，與在產生PVmax時的曲柄轉角θpvmax處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積PVmaxbsae的差值ΔPVmax(＝PVmax-PVmaxbase)(參見圖7)
(6)當產生汽缸內放熱率的最大值(dQ/dθ)max時的曲柄轉角(7)汽缸內總發熱量∑dQ(8)開始燃燒后的汽缸內壓力的最大值Pmax與壓縮上止點后到燃燒室內開始燃燒之間的燃燒室內最小壓力Pmin的差值，Pmax-Pmin(9)開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值Pmax，與在產生Pmax的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所產生的燃燒室內壓力(電動回轉壓力)Pmaxbase的差值，Pmax-Pmaxbase(10)通過主燃料噴射所噴射的燃料著火時的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積PVmain，與在通過主燃料噴射多噴射的燃料著火的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積PVmainbase的差值(Pvmain-PVmainbase)(參見圖10)(11)上述的ΔPVmax，與由殘噴射所噴射的燃料著火時的燃料室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積，和在由殘噴射所噴射的燃料著火時的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所引起的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的差值ΔPVafter的差值(ΔPVmax-ΔPVafter)(參見圖10，圖14)(12)壓縮沖程上止點上的燃燒室內壓力，與從達到壓縮上止點后到在燃燒室內開始燃燒之間的燃燒室內最小壓力Pmin的差值Ptdc-Pmin下面，對各燃燒參數進行簡單說明。
(1)Pmax，和產生Pmax的曲柄轉角(θpmax)開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值，通常出現在汽缸壓縮沖程上止點后，根據由主燃料噴射所噴射的燃料的燃燒，作為汽缸內壓力上升至最高時的汽缸內壓力進行。
圖2表示一般的柴油機的從吸氣沖程到膨脹沖程過程中的汽缸內壓力變化，縱軸表示壓力，橫軸表示曲柄轉角。
在圖2中，TDC表示壓縮沖程上的上止點(以下，簡稱為上止點)。在柴油機中，由于通常由上止點附近噴射燃料，活塞通過上止點之后開始燃燒，所以，通過上止點之后汽缸內壓力大大提高。Pmax，如圖2所示，是開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值，θpmax是產生Pmax時的曲柄轉角。
通過監測汽缸內壓力傳感器29a～29d的輸出，容易求出Pmax、θpmax。
在本實施方式中，Pmax用于主燃料噴射的噴射量補正，θpmax用于主燃料噴射的噴射時間補正。
即，在本實施方式中，預先通過實驗求出改變內燃機運轉狀態，即，內燃機轉速和加速踏板開度而運轉內燃機時的最佳燃燒狀態中的Pmax和θpmax的值(目標值)，分別以利用內燃機轉速和加速踏板開度作為參數的二維圖像的形式，預先存儲在ECU20的ROM上。
內燃機運轉過程中，ECU20根據汽缸內壓力傳感器29a～29d的輸出求出各汽缸的Pmax和θpmax，根據這時的內燃機轉速和加速踏板開度利用上述圖像讀出Pmax和θpmax的目標值。并且，對主燃料噴射的燃料噴射量進行增減補正，使得Pmax與其目標值一致，同時，補正主燃料噴射的燃料噴射時間，使得θpmax與其目標值一致。
由此，可以使主燃料噴射的噴射量和噴射時間最佳化，將內燃機的燃燒維持在最佳的狀態。
(2)產生(dP/dθ)max時的曲柄轉角作為燃燒參數利用產生(dP/dθ)max時的曲柄轉角，補正燃料噴射時間，使得產生(dP/dθ)max時的曲柄轉角成為目標值。
燃燒室內所噴射的燃料燃燒時，燃燒室內的壓力上升。因此，燃燒室內壓力變化率(dP/dθ)的值，每進行主燃料噴射、多點燃料噴射等燃料噴射時增大，產生與各噴射對應的數(dP/dθ)的峰值。因此，作為燃燒參數，使用產生各峰值上的燃燒室內壓力變化率(dP/dθ)的最大值(極大值)(dP/dθ)max的曲柄轉角，從而可以根據各燃料噴射模式補正各燃料噴射的噴射時間。
例如，當進行主燃料噴射和多點燃料噴射時，相對于一沖程循環，進行多次燃料噴射。這時，雖然對于燃燒壓力本身，也會產生與由各燃料噴射所噴射的燃料的燃燒對應的極大值，但是由于燃燒室內的壓力上升因各噴射而相互影響，所以難以分離檢測各個噴射的極大值(Pmax)。
相對于此，壓力變化率(dP/dθ)相對于各燃料噴射出現明顯的峰值。因此，作為燃燒參數使用產生(dP/dθ)max的曲柄轉角，從而當進行多點燃料噴射時也可以進行各噴射的噴射時間的準確補正。
圖3、圖4是用于說明適應噴射模式的(dP/dθ)max的區別使用的圖。例如，在一沖程循環中進行主燃料噴射、預噴射和殘噴射的內燃機中，對應于各噴射也產生三個壓力變化率的峰值(dP/dθ)max。圖3中的(dP/dθ)max、(dP/dθ)NO.2max、(dP/dθ)NO.3max，表示壓縮沖程開始后(由壓縮沖程后期到膨脹沖程)所產生的壓力變化率的峰值中，第一個的峰值，第二個峰值，第三個峰值(參見圖4)。
圖3的第1列表示燃料噴射模式。在本實施方式中，由于在主燃料噴射中可以分別組合各一次的預噴射和/或殘噴射的多點燃料噴射，所以可以考慮的燃料噴射的數量為只有主燃料噴射、預噴射+主燃料噴射、主燃料噴射+殘噴射、預噴射+主燃料噴射+殘噴射這四種。
例如，當如圖3所示僅實施主燃料噴射時，可以利用產生(dP/dθ)max的曲柄轉角補正主燃料噴射的噴射時間。
此外，當噴射模式為預噴射+主燃料噴射時，分別利用產生(dP/dθ)max的曲柄轉角補正引導燃料噴射的噴射時間，或利用產生(dP/dθ)NO.2max的曲柄轉角補正主燃料噴射的噴射時間。
此外，例如當噴射模式為預噴射+主燃料噴射+殘噴射時，分別利用產生(dP/dθ)max、(dP/dθ)NO.2max、(dP/dθ)NO.3max的曲柄轉角，補正引導燃料噴射、主燃料噴射、殘噴射的噴射時間。
(3)產生燃燒室內壓力的2階微分值的最大值(d2P/dθ2)max時的曲柄轉角與上述的壓力變化率的極大值相同，燃燒室內壓力的2階微分值的最大值(d2P/dθ2)max也存在于各個噴射中。因此，反饋控制各噴射的燃料噴射量和噴射時間，使得產生(d2P/dθ2)max的曲柄轉角成為根據內燃機運轉狀態所預設的最佳值，從而可以將內燃機燃燒狀態維持在最佳的狀態。
圖5是與圖3相同的用于說明適應噴射模式的(d2P/dθ2)max的區別使用的圖。如圖5所示，(d2P/dθ2)max，可以與(dP/dθ)max完全相同地區別使用。此外，例如，尤其是當使燃料噴射時間變化時的(dP/dθ)max的曲柄轉角變化遲鈍時，具有取代(dP/dθ)max而利用(d2P/dθ2)max進行噴射時間補正的效果。
(4)燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的最大值PVmax，與產生該最大值時的曲柄轉角θpvmaxPVmax與后述的汽缸內發熱量密切相關，尤其是當燃料噴射模式為只有主燃料噴射時，可以進行高精度的控制。此外，由于作為曲柄轉角的函數預先計算出燃燒室內實際容積V，可以預先存儲起來，所以與利用汽缸內發熱量的情形相比，可以減輕ECU20的計算負荷。
在本實施方式中，當僅進行主燃料噴射時，分別反饋控制主燃料噴射量，使得PVmax的值成為根據內燃機運轉狀態所決定的最佳值；或反饋控制主燃料噴射時間，使得產生PVmax的曲柄轉角θpvmax成為根據內燃機運轉狀態所決定的最佳值。
(5)上述PVmax，與在產生PVmax時的曲柄轉角θpvmax處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積PVmaxbsae的差值ΔPVmax(＝PVmax-PVmaxbase)(參見圖7)圖7是與圖2相同的用于說明ΔPVmax＝PVmax-PVmaxbase的圖。圖7中的實線表示只有主燃料噴射時的PV值的變化。燃燒室內壓力P和燃燒室內實際容積V的乘積PV，如圖7所示產生燃燒時，由于壓力上升而增大，到達上止點TDC后達到最大值PVmax。
另一方面，圖7中的虛線表示假定未發生燃燒時的PV值的變化，即，利用僅由壓縮產生的燃燒室內壓力(電動回轉壓力)計算的PV值(PVbase)。作為產生PVmax的曲柄轉角處的PVbase的值，算出PVmaxbase。
ΔPVmax，不僅可以在燃料噴射模式只有主燃料噴射時，還可以在存在預噴射和殘噴射時等所有的燃料噴射模式中，用于補正總計燃料噴射量(總噴射量)。在本實施方式中，對各燃料噴射時間進行補正，使得產生(dP/dθ)max或(d2P/dθ2)max的曲柄轉角與目標值一致。
(6)當產生汽缸內放熱率的最大值(dQ/dθ)max時的曲柄轉角利用由汽缸內壓力傳感器29a～29d所檢測出的汽缸內壓力P和實際汽缸內容積V，以下式表示汽缸內放熱率。
(dQ/dθ)＝(k·P·(dV/dθ)+V(dP/dθ))/(k-1)其中，P、V是θ的函數，k表示混合氣體的比熱比。
汽缸內放熱率(dQ/dθ)的值，每當由主燃料噴射、多點燃料噴射等所噴射的燃料燃燒時則增大，與上述的(dP/dθ)的情形相同地，產生與各噴射對應的數量的峰值。因此，作為燃燒參數使用產生各峰值(dQ/dθ)max的曲柄轉角，從而可以根據各燃料噴射模式補正各燃料噴射時間。
ECU2θ，利用由曲柄轉角傳感器25所檢測出的曲柄轉角和該轉角處的實際容積，以及由汽缸內壓力傳感器29a～29d所檢測出的各汽缸的汽缸內壓力，每隔一定曲柄轉角進行微分運算，近似地求出各個曲柄轉角上的(dQ/dθ)值，求出產生作為所計算出的(dQ/dθ)值的極大值的(dQ/dθ)max時的曲柄轉角。
如上所述，與(dP/dθ)max相同地，存在與一沖程循環時的燃料噴射的次數相同的(dQ/dθ)max。
圖6表示適應燃料噴射模式的(dQ/dθ)max的區別使用。在圖6中，(dQ/dθ)max、(dQ/dθ)NO.2max、(dQ/dθ)NO.3max分別表示(dQ/dθ)的第一次、第二次、第三次極大值。圖6中的(dQ/dθ)max的區別使用，由于與圖3中的(dP/dθ)max的情形完全相同，所以在此省略詳細說明。
(7)汽缸內總發熱量∑dQ汽缸內總發熱量∑dQ，是通過在一沖程循環上對上述的(dP/dθ)的值進行積分運算所求出的。由于∑dQ相當于供應給燃燒室內的總燃料量，所以例如不僅可以在主燃料噴射中，還可以在含有預噴射和殘噴射的燃料噴射模式中用于總燃料噴射量的補正。另外，噴射時間另行通過上述的任意方法進行補正。
(8)開始燃燒后的汽缸內壓力的最大值Pmax，與壓縮上止點后到燃燒室內開始燃燒為止的期間內燃燒室內最小壓力Pmin的差值，Pmax-Pmin圖8是與圖2相同的表示Pmax與Pmin的圖。這時，反饋控制主燃料噴射，使得Pmax-Pmin的值達到目標值，控制主燃料噴射時間，使得產生Pmax的曲柄轉角θpmax達到目標值。Pmax-Pmin，適用于燃料噴射模式為只有主燃料噴射時。
(9)開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值Pmax，與在產生Pmax的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮產生的燃燒室內壓力(電動回轉壓力)Pmaxbase的差值，Pmax-Pmaxbase圖9是與圖2相同的表示Pmax和Pmaxbase的圖。如圖9所示Pmaxbase是，產生Pmax的曲柄轉角θpmax處的、假定未發生燃燒時的燃燒室內壓力的變化，即，僅由壓縮產生的燃燒室內壓力(電動回轉壓力)。雖然Pmaxbase可以通過計算得出，但是如圖9所示，由于電動回轉壓力相對于壓縮上止點左右對稱，所以在本實施方式中，將相對于壓縮上止點TDC與θpmax對稱的壓縮沖程曲柄轉角θpmax′處的通過汽缸內壓力傳感器所檢測出的壓力，作為Pmaxbase使用。
Pmax-Pmaxbase雖然與上述的Pmax-Pmin相同地，當燃料噴射模式只有主燃料噴射時，用于補正主燃料噴射的燃料噴射量，但是，如圖9所示，尤其適于當在燃燒室內壓力變化過程中達到上止點后未出現最小壓力Pmin時的燃料噴射量補正。此外，在本實施方式中，還可以進行補正主燃料噴射的噴射時間，使得產生Pmax的曲柄轉角θpmax與目標值一致。
(10)PVmain-PVmainbase圖10是用于說明燃燒參數PVmain-PVmainbase的圖。在圖10中，橫軸表示曲柄轉角，縱軸表示各曲柄轉角處的燃燒室內壓力P和燃燒室實際容積的乘積PV。
圖10表示除了主燃料噴射之外還進行預噴射時的情形。
如圖10所示，PV值分別在由預噴射所噴射的燃料著火時(圖10中的點P)和由主燃料噴射所噴射的燃料著火時(圖10中的M點)，急劇上升。
如圖10所示，PVmain是當主燃料噴射的燃料著火時(M點)的PV值。此外，PVmainbase是主燃料噴射的燃料著火時(M點)的曲柄轉角處的、僅通過壓縮得到的燃燒室內壓力(電動回轉壓力)Pmainbase和燃燒室實際容積V的乘積。
PVmain的值，作為PV值的2階微分值成為正值的點，可以容易地檢測出，根據這時的曲柄轉角可以求出電動回轉壓力Pmainbase，從而利用該Pmainbase和燃燒室實際容積V計算出PVmainbase。
PVmain-PVmainbase尤其適于進行預噴射時的預噴射量的補正。
(11)ΔPVmax-ΔPVafter圖14是和圖10相同的用于說明ΔPVmax-ΔPvafter的圖。
圖14表示除了主燃料噴射之外還進行預噴射和殘噴射時的情形。因此，在圖14中，PV值急劇增大的點有三處(圖14中的P點、M點、A點各點)。此外，產生PV的最大值PVmax的曲柄轉角，成為在主燃料噴射的燃料開始燃燒后進行殘噴射的時間點。
如上所示，作為PV的最大值PVmax與產生PVmax的曲柄轉角處的電動回轉時的PV值PVmaxbase的差值，求出ΔPVmax。
此外，作為當有殘噴射所噴射的燃料開始燃燒時，即在圖14中，開始燃燒后第三個產生的PV值的激增開始點(A點)處的、由汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力和這時的燃燒室實際容積的乘積PVafter，與作為A點的曲柄轉角處的電動回轉時的PV值的PVafterbase的差值，求出ΔPVafter。
即，ΔPVmax＝PVmax-PVmaxbaseΔPVafter＝PVafter-PVafterbase燃燒參數ΔPVmax-ΔPVafter尤其適于進行殘噴射時的殘噴射量的補正。
(12)壓縮沖程上止點處的燃燒室內壓力Pmtdc，與壓縮上止點后到在燃燒室內開始燃燒為止的期間的燃燒室內最小壓力Pmin的差值Pmtdc-Pmin圖11是與圖2相同的表示當維持燃料噴射量一定并調整EGR氣體量而改變燃料空燃比時的燃燒室內壓力變化的圖。雖然當維持燃料噴射量一定時，盡管空燃比變化燃燒壓力最大值Pmax卻幾乎不變，但是空燃比越低(EGR率越高)混合氣體的著火時間越遠離壓縮上止點，壓縮上止點處的燃燒室內壓力與到達上止點后直至開始燃燒的期間的燃燒室內最小壓力Pmin的差值，根據空燃比發生變化。
因此，作為燃燒參數，利用壓縮沖程上止點處的由壓縮所產生的燃燒室內壓力Pmtdc與到達上止點后的最小壓力Pmin的差值Pmtdc-Pmin，控制EGR量(例如，節氣門閥開度)，使得該值與目標值一致，從而可以將燃燒空燃比控制為最佳。此外，在這種情況下，利用Pmax和產生Pmax的曲柄轉角控制主燃料噴射量和主燃料噴射時間。
另外，Pmtdc必須是壓縮沖程上止點處的未發生燃燒的狀態下的壓力，即，汽缸內的僅由壓縮所產生的壓力。因此，為了防止當由引導燃料噴射產生的燃燒等開始時產生誤差值，作為Pmtdc利用通過以下算式所得出的計算值。
Pmtdc＝Pbdc·(ε)k＝Pm·(ε)k其中，Pbdc是吸氣沖程下止點處的燃燒室內壓力，與吸氣管壓力(增壓)Pm大致相等。此外，ε是汽缸的壓縮比，k是混合氣體的比熱比，優選通過實驗預先求出的數值。
如后述所示，利用Pmax和Pmtdc-Pmin兩個燃燒參數的控制，當在通常燃燒和低溫燃燒之間的燃燒模式切換時等過渡時，特別有效。
另外，除了上述的燃燒參數以外，還可以使用以下所示的燃燒參數。
(a)Pmax-PmtdcPmax與Pmtdc(參見圖11)雖然分別如上所述，但是Pmax-Pmtdc，可以用于當只進行主燃料噴射時的總燃料噴射量(主燃料噴射量)的補正。
(b)PVmain關于PVmain，雖然通過圖10對作為燃燒參數使用PVmain-PVmainbase的情形進行了說明，但是由于PVmain表示主燃料噴射的燃料著火之前的汽缸內的熱量，所以通過補正預噴射量而使PVmain達到根據運轉狀態所預設的值，可以將預噴射量控制為適當的值。
(c)Pmain-PmainbasePmain、Pmainbase分別是主燃料噴射的燃料著火時的燃燒室內壓力和產生改Pmain時的曲柄轉角處的電動回轉壓力(參見圖15)。Pmain-Pmainbase與PVmain-PVmainbase相同地，也適于預噴射量的補正。
(d)∑dQmain∑dQmain是，從壓縮沖程開始時到由主燃料噴射所噴射的燃料著火時為止對上述的汽缸內放熱率(dQ/dθ)的值進行積分運算的值(積分值)。由于∑dQmain相當于在主燃料噴射的燃料開始燃燒前供應給燃燒室內的總熱量，所以，例如在含有預噴射的燃料噴射模式中，相當于預噴射的噴射量。因此，通過將∑dQmain作為燃燒參數使用，可以適當補正預噴射量。
(e)∑dQ-∑dQafter∑dQ是上述的汽缸內總發熱量，∑dQafter是從壓縮沖程開始到殘噴射的燃料著火時為止的汽缸內放熱率(dQ/dθ)的積分運算值(積分值)。由于∑dQafter相當于到殘噴射的燃料開始燃燒為止供應到燃燒室內的熱量的總和，所以∑dQ-∑dQafter相當于僅由殘噴射供應到燃燒室內的熱量的總和，即，相當于殘噴射的燃料噴射量。因此，通過將∑dQ-∑dQafter作為燃燒參數使用，可以適當補正殘噴射的噴射量。
接著，利用圖12的流程圖對本實施方式的燃料噴射補正操作進行說明。
通過ECU20施行圖12的操作。下面說明圖12的各步驟的操作。
步驟1201步驟1201表示判斷控制操作實行條件是否成立。在步驟1201中，根據內燃機的累計運轉時間，或車輛的累計行駛距離，決定是否實行步驟1203以下的控制操作。
例如，當從內燃機開始工作的累計運轉時間未達到規定值時(或車輛的行駛距離未達到規定值時)，由于內燃機各部分的初始摩擦力大，所以進行噴射量、噴射時間的補正時，可能會產生誤差值。因此，只有當內燃機的累計運轉時間達到規定時間以上時，才實行圖12中的控制操作。
步驟1203在步驟1203中，進行汽缸內壓力傳感器29a～29d的校準。在此，進行汽缸內壓力傳感器的零點的偏差和增益的校準。
圖13是用于說明汽缸內壓力傳感器的校準的圖。
在圖13中，橫軸表示曲柄轉角，縱軸表示汽缸內壓力。此外，橫軸的BDC表示吸氣沖程的下止點，TDC表示壓縮沖程的上止點。此外，CR是壓縮沖程中的開始燃燒前的適宜的曲柄轉角。
圖13中的實線和虛線分別表示汽缸內壓力傳感器的實際的輸出的變化和真實的汽缸內壓力的變化。此外，PR1、PC1所表示的是，吸氣沖程下止點BDC處的各汽缸內壓力傳感器的輸出和真實的汽缸內壓力，PR2、PC2所表示的是，曲柄轉角CR處的汽缸內壓力傳感器的輸出和真實的汽缸內壓力。
在此，如果判別真實的汽缸內壓力PC1和PC2，則可以通過ΔPR＝PC1-PC2而求出汽缸內壓力傳感器的偏差ΔPR，通過K＝PC2/(PR2+ΔPR)而求出增益的偏差K，并通過PC＝K·(PR+ΔPR)而求出汽缸內壓力傳感器的輸出為PR時的真實的汽缸內壓力PC。
在此，PC1是吸氣沖程下止點處的汽缸內壓力，大致等于吸氣壓力(增壓)Pm。因此，偏差ΔPR為，ΔPR＝Pm-PR1。
此外，利用PC1＝Pm，通過PC2＝Pm·(εcr)k計算出曲柄轉角CR處的真實的汽缸內壓力PC2。在此，εcr是曲柄轉角CR處的壓縮比，k是混合氣體的比熱比。即，增益偏差K的值是通過K＝Pm·ΔPR(εcr)k/(PR2+ΔPR)而求出的。
在本實施方式中，ECU20在實行控制操作以前，根據吸氣沖程下止點和曲柄轉角CR處的各汽缸內壓力傳感器輸出和內燃機增壓Pm，求出上述的偏差ΔPR和增益K，通過以下的操作將各汽缸內壓力傳感器輸出PR，換算為真實的汽缸內壓力PC(PC＝K·(PR+ΔPR))進行使用。
步驟1205在步驟1205中，分別從曲柄轉角傳感器25和加速踏板開度傳感器21讀入內燃機轉速Ne和加速踏板開度Accp。Ne和Accp用于設定后述的燃燒參數的目標值。另外，在本實施方式中，主燃料噴射和多點燃料噴射的燃料噴射和燃料噴射時間，是另外通過由ECU20所進行的未圖示的燃料噴射控制操作，根據Ne和Accp計算出來的。
步驟1207
在步驟1207中，根據現在的內燃機的燃料噴射模式(只有主燃料噴射，或主燃料噴射+多點燃料噴射等)，選擇誤差值最小的燃燒參數。
在本實施方式中，例如計算出根據燃料噴射模式從上述的11個燃燒參數中所選出的燃燒參數的值。例如，當現在的燃料噴射模式只有主燃料噴射時，作為燃燒參數選擇Pmax、PVmax等，例如當現在的燃料噴射模式為預噴射+主燃料噴射+殘噴射的多點燃料噴射時，選擇PVmain-PVmainbase、ΔPVmax、ΔPVmax-ΔPVafter等作為各燃料噴射量補正用的燃燒參數，選擇(dP/dθ)max、(dQ/dθ)max等用于各燃料噴射的燃料噴射時間的補正。
步驟1209、步驟1211在步驟1209和步驟1211中，首先補正總燃料噴射量和主燃料噴射的噴射時間。即，在步驟1209中，首先根據汽缸內壓力傳感器輸出計算出在步驟1207中所選擇的燃燒參數(例如ΔPVmax)的大小，增減補正至該ΔPVmax到與根據內燃機轉速Ne和加速踏板開度Accp所決定的ΔPVmax的目標值一致。
另外，預先通過實驗等求出燃燒參數的目標值，并作為利用Ne和Accp的數值圖像存儲在ECU20的ROM上。
此外，在步驟1211中，同樣地根據汽缸內壓力傳感器輸出檢測出作為燃燒參數所選擇的狀態(例如產生(dP/dθ)max時的曲柄轉角)，補正主燃料噴射的噴射時間直到該曲柄轉角與根據轉速Ne和加速踏板開度Accp規定的目標值一致為止。
步驟1213步驟1213表示實行多點燃料噴射時的多點燃料噴射的噴射量、噴射時間的補正。在本步驟中，例如補正預噴射和/或殘噴射的噴射量和噴射時間，到PVmain-PVmainbase、ΔPVmax-ΔPVafter、(dP/dθ)max、(dP/dθ)NO.3max等燃燒參數分別與各自的目標值一致為止。
具體的補正，雖然由于與主燃料噴射相同而在此省略了詳細的說明，但是在本實施方式中，首先，補正總燃料噴射量、主燃料噴射的噴射量、噴射時間等之后，接著補正多點燃料噴射(預噴射、殘噴射)的噴射時間、噴射量。這是，即使進行多點燃料噴射時，由于總燃料噴射量對輸出轉矩影響最大，所以首先通過將總燃料噴射量補正為最佳，之后將主燃料噴射的噴射量、噴射時間補正為最佳而使內燃機的燃燒狀態接近理想的狀態，之后再通過補正多點燃料噴射的噴射量、噴射時間來進行燃燒狀態的微調。
如上所述，通過圖12所述的補正操作將各燃料噴射的噴射量和噴射時間、噴射量補正為適當的值，使內燃機的燃燒狀態最佳化。
接著，對本發明的另一實施方式進行說明。
在本實施方式中，進行燃燒模式的切換的過渡時的燃料噴射控制。在本實施方式中，內燃機1切換以下兩個燃燒模式進行運轉通常的柴油機燃燒模式，即壓縮沖程后期進行燃料噴射，進行高空燃比的燃燒的燃燒模式；和低溫燃燒模式，即，大幅提前燃料噴射時間而在汽缸內形成預混合氣體，并且大幅增大EGR氣體量進行低空燃比的燃燒的燃燒模式。此外，當切換燃燒模式時，利用燃燒參數進行燃料噴射的反饋控制，并且反饋控制設在內燃機吸氣通路上的節氣門閥，調節吸入空氣量，使空燃比最佳化。
如圖11中所說明的那樣，燃燒參數中(Pmtdc-Pmin)與空燃比具有良好的密切關系。在通常柴油機燃燒模式和低溫燃燒模式切換時，空燃比和燃料噴射時間變化大。在此，雖然通過增減節氣門閥的開度而改變EGR氣體量來調整空燃比，但是相對于EGR氣體量的變化比較費時，燃料噴射時間可以在短時間內改變。因此，在本實施方式中，切換時，首先作為燃燒參數利用Pmax補正燃料噴射量，接著利用燃燒參數(Pmtdc-Pmin)補正節氣門閥開度，利用補正節氣門閥后產生Pmax的曲柄轉角作為燃燒參數來補正燃料噴射時間。
這樣首先補正本來變化速度慢的EGR氣體量之后再補正噴射時間，是為了防止切換初期相對于燃料噴射時間的變化燃燒參數的變化一般變小而使靈敏度降低，和同時控制空燃比和噴射時間時產生控制發散的問題。
圖16是表示燃燒模式切換控制操作的概略的流程圖。本操作是通過ECU20實行的。
在圖16的操作中，在步驟1601中，首先分別從曲柄轉角傳感器25和加速踏板開度傳感器21讀入內燃機轉速Ne和加速踏板開度Accp，在步驟1603中根據汽缸內壓力傳感器輸出計算出Pmax。之后，在步驟1605中，反饋控制燃料噴射量直到根據內燃機轉速Ne和加速踏板開度Accp所決定的目標值一致為止。
并且，當步驟1605中的燃料噴射量的反饋控制完畢之后，在步驟1607中根據汽缸內壓力傳感器輸出計算出參數(Pmtdc-Pmin)，在步驟1609中反饋控制節氣門閥開度直到(Pmtdc-Pmin)的值與根據內燃機轉速Ne和加速踏板開度Accp所決定的目標值一致為止。
之后，當在步驟1609中完成節氣門閥開度調整之后，在步驟1611中，再次判斷Pmax是否收斂于目標值，當Pmax與目標值偏離規定量以上時，再次實行從步驟1601的操作。
當在步驟1611中Pmax收斂于目標值時，接著進入步驟1613，根據汽缸內壓力傳感器計算出產生Pmax的曲柄轉角，反饋控制燃料噴射時間直到該曲柄轉角與根據內燃機轉速Ne和加速踏板開度Accp所決定的目標值一致。
通過進行圖16中的切換控制，當燃燒模式切換等過渡運轉時，也可以將內燃機燃燒狀態控制為最佳。
接著，對給予燃燒參數的EGR氣體量的控制進行詳細說明。在本實施方式中，作為燃燒參數利用PVmax、θpvmax、ΔPVmax和Δt進行EGR氣體量、燃料噴射量、燃料噴射時間的反饋控制。
圖17表示在本實施方式中所使用的燃燒參數PVmax、θpvmax、ΔPVmax和Δt。
圖17中的橫軸和縱軸分別表示從汽缸的壓縮沖程到膨脹沖程上的曲柄轉角(CA)和上述的PV值。橫軸上以TDC表示的是壓縮上止點。
由于PV值是壓力和體積的乘積，所以根據氣體的狀態方程式PV＝MRT(M氣體的摩爾數；R一般氣體常數(J/mol·K)；T溫度(°K))，得到相當于汽缸內溫度的值。此外，通過實驗可以確認PV達到最大值PVmax的定時(圖17中的θpvmax)與汽缸內所噴射的燃料的燃燒結束的時間點(嚴格地說，90％的燃料燃燒完的時間點)對應。因此，可以利用θpvmax作為表示汽缸內的燃燒結束時間的指標。
在圖17中，θinj表示從燃料噴射閥(10a～10d，以下總稱為參照標號10)的燃料噴射開始時間。此外，圖17中Δt所表示的是以從燃料噴射開始(θinj)到燃燒結束時間(θpvmax)為止的時間(曲柄轉角)所定義的燃燒結束時間。從燃料噴射閥10所噴射的燃料經過一定著火延遲時間之后開始燃燒，經過根據各種條件所決定的燃燒時間之后燃燒結束。因此，燃燒結束時間Δt(＝θpvmax-θinj)，與燃料的著火延遲時間和燃燒時間的總和對應。
此外，在圖17中以虛線表示的是，在汽缸內未發生燃燒時的PV值的變化(PVbase)。由于PVbase表示僅由活塞的上下運動產生的汽缸內的氣體的壓縮和膨脹，所以相對于上止點形成對稱的曲線。
如上所述，ΔPVmax被定義為，PV值的最大值PVmax與θpvmax處的PVbase值PVmaxbase的差值。
根據吸氣沖程結束時的汽缸內壓力和θpvmax處的汽缸內容積，可以容易地計算出θpvmax處的PVbase值PVmaxbase。但是，如上所述，PVbase相對于壓縮上止點對稱。因此，在本實施方式中，雖然在檢測出θpvmax之后，利用相對于上止點對稱的壓縮沖程的點(圖17中以θpvmax′表示)上的PVbase的值計算出ΔPVmax，但是實際上在燃燒前的壓縮沖程中，PV值與PVbase值相同。因此，在本實施方式中，實際上通過將θpvmax′處的PV值作為θpvmax處的PVbase進行使用，從而可以簡單地計算出ΔPVmax的值。
接著，對于燃燒參數Δt、PVmax、θpvmax和ΔPVmax所具有的意義進行說明。
如上所述，作為從燃料噴射開始到θpvmax為止的期間的燃燒結束時間Δt，與所噴射的燃料的著火延遲時間和燃燒時間的總和對應。另一方面，著火延遲時間和燃燒時間，都受EGR率(汽缸內所吸入的氣體中EGR氣體量所占的比例)的很大影響，Δt隨著EGR率變大而增大。因此，燃燒結束時間Δt與EGR率具有密切聯系，可以作為表示EGR率的指標使用。
此外，產生PVmax的時間θpvmax與燃燒的結束時間有關，與汽缸內的燃燒狀態關系很大。此外，如果其他條件相同，燃燒的結束時間根據燃料噴射時間發生變化。
另外，由于ΔPVmax的值是燃燒時和未發生燃燒時的PV值的差值(溫度差值)，所以與燃燒室內燃燒的燃料的量，即，燃料噴射量有關。
在本實施方式中，鑒于上述內容，利用Δt、θpvmax和ΔPVmax，將EGR氣體量、燃料噴射時間和燃料噴射量反饋控制為最佳值。
即，在本實施方式中，預先改變內燃機的運轉狀態(加速踏板開度和轉速的組合)而使內燃機運轉，找出在燃費、廢氣特性等方面可以得到最佳燃燒狀態的燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR率(EGR閥開度)，分別將這些值作為各運轉狀態中的燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR閥開度的基準值，以利用加速踏板開度和轉速的2維數值圖像的形式(以下，簡稱為“基準噴射條件圖像”)存儲在ECU20的ROM上。
此外，在本實施方式中，計算出在上述各運轉狀態中得到最佳燃燒狀態時的燃燒參數Δt、θpvmax和ΔPVmax的值，以利用加速踏板開度和轉速的2維數值圖像的形式(以下，簡稱為“目標特性值圖像”)存儲在ECU20的ROM上。
在實際的運轉中，ECU20首先利用上述基準噴射條件圖像根據內燃機轉速和加速踏板開度求出燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR閥開度，將燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR閥開度控制為基準噴射條件圖像值。
之后，根據該狀態下的汽缸內壓力傳感器29a～29d的壓力，計算出各汽缸的Δt、θpvmax和ΔPVmax的燃燒參數。并且，利用現在的加速踏板開度和轉速根據上述的目標特性值圖像，求出最佳燃燒狀態下的燃燒參數的目標值Δt、θpvmax和ΔPVmax，調整由基準噴射條件圖像所決定的燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR閥開度等，使得實際的燃燒參數與這些目標值一致。
具體而言，ECU20調節EGR閥35的開度并進行反饋控制，使得實際的燃燒參數Δt與目標值一致，同時反饋控制燃料噴射時間和燃料噴射量，使得θpvmax和ΔPVmax與各自的目標值一致。
由此，可以控制EGR和燃料噴射，使得實際的燃燒狀態達到最佳狀態。
圖18、圖19是用于具體說明基于上述燃燒壓力特性的控制操作(燃燒參數控制操作)的流程圖。分別由ECU20作為每隔一定時間所實行的程序進行圖18、圖19的操作。
圖18表示燃料噴射和EGR的基本控制操作。在圖18的操作中，ECU20將燃料噴射量、燃料噴射時間和EGR閥開度設定為，分別根據內燃機轉速Ne和加速踏板開度Accp所決定的基準值，與由圖19的操作根據燃燒參數所決定的補正量的和。
在圖18中，在步驟301中讀入加速踏板開度Accp和內燃機轉速Ne，在步驟303中，從預先以分別利用Accp和Ne的2維數值圖像的形式存儲在ECU20的ROM中的上述基準噴射條件圖像中，利用在步驟301中所讀入的Accp和Ne，讀出基準燃料噴射量FI0、基準燃料噴射時間θI0、基準EGR閥開度EGV0。
基準燃料噴射量、基準燃料噴射時間、基準EGR閥開度為，預先使內燃機實際運轉所求出的、可以得到最佳的燃燒狀態的燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR閥開度。
上述基準值，雖然是在實驗時的環境下可以得到最佳燃燒狀態的燃料噴射量、時間、EGR閥開度，但是在實際運轉時，由于存在燃料的差值異、內燃機運轉環境(氣溫、大氣壓值等)的差異、和機器種類的標準離差及特性變化等，所以即使利用上述基準值運轉也未必可以得到最佳的燃燒狀態。
因此，在本實施方式中，將在通過上述所求出的基準值FI0、θI0、EGV0上加上補正量α、β、γ而補正的值，設定為實際的燃料噴射量、燃料噴射時間和EGR閥開度。即，在步驟305中，將實際的燃料噴射量FI、燃料噴射時間θI和EGR閥開度EGV設定為，FI＝FI0+α、θI＝θI0+β和EGV＝EGV0+γ，在步驟307中，以在步驟305中所設定的值來進行燃料噴射和EGR閥開度控制。
在此，α、β、γ是通過圖19中的操作根據燃燒參數所設定的反饋控制補正量。
對于圖19中的操作進行說明，首先，在步驟401中讀入加速踏板開度Accp和內燃機轉速Ne。之后，在步驟403中，從預先存儲在ECU20的ROM上的、利用Accp和Ne的2維圖像讀入θpvmax、ΔPVmax、Δt的目標值θpvmax0、ΔPVmax0、Δt0。目標值θpvmax0、ΔPVmax0、Δt0是在各自的加速踏板開度和轉速下可得到最佳燃燒時的θpvmax、ΔPVmax和Δt的值。
之后，在步驟405中，根據汽缸內壓力傳感器29a～29d的輸出計算出各汽缸的θpvmax、ΔPVmax、Δt的燃燒參數。
之后，從步驟407到步驟411中，反饋控制補正量α、β、γ，使得在步驟405中所計算出的實際的燃燒參數的數值與在步驟403中由圖像所求出的目標值一致。
即，在步驟407中，首先反饋控制燃料噴射量的補正量α，使得實際的ΔPVmax的值與目標值ΔPVmax0一致；在步驟409中，反饋控制燃料噴射時間的補正量β，使得實際的θpvmax的值與目標值θpvmax0一致；之后，在步驟411中反饋控制EGR閥開度的補正量γ，使得實際的Δt值與目標值Δt0一致。從步驟407到步驟411的反饋控制，例如成為根據各自的目標值的基于實際的值的偏差值的PID控制。
例如，以燃料噴射時間的補正量β為例，具體說明本實施方式中的PID控制，設實際的θpvmax的值與目標值θpvmax0的偏差值為δ，則可以利用下式求出補正量β。
β＝K1×δ+K2×∑δ+K3×(δ-δi-1)在此，右邊第一項K1×δ為比例項，第二項K2×∑δ為積分項，∑δ表示偏差值δ的積分運算值(積分值)。此外，第三項K3×(δ-δi-1)為微分項，(δ-δi-1)表示偏差值δ從上一次的變化量(微分值)(δi-1是上一次的δ的值)。此外，K1、K2、K3是常數。
如上所述，通過反復進行圖18和圖19中的操作，可以控制實際的燃料噴射量、燃料噴射時間和EGR閥開度(EGR率)，使得燃燒參數與目標值一致。
這樣，通過反饋控制燃料噴射量、燃料噴射時間和EGR率而使運轉時的實際的燃燒參數與目標值一致，例如，可以容易地得到最佳的燃燒狀態，而不用單獨考慮內燃機的運轉環境的差值異、機器的特性變化和標準離差值等。
另外，在圖18、圖19的操作中首先將燃料噴射量、時間等控制為基準值，利用燃燒參數反饋控制相對于該基準值的補正量，從而可以在短時間內將燃料噴射量等收斂于給予最佳燃燒狀態的值內。但是，也可以利用燃燒參數反饋控制燃料噴射量、時間和EGR率本身，而不預先設定燃料噴射量等的基準值。
但是，當如圖18、圖19所示根據θpvmax與θpvmax0的偏差值δ控制燃料噴射時間θI時，尤其是當在如上述的低溫燃燒模式下運轉時燃料噴射時間的目標值自身角度大幅度提前時，控制可能會發散。
例如，當實際的θpvmax的值遲于θpvmax0時，為提前θpvmax而使燃料噴射時間θI的角度提前。但是，當如低溫燃燒時那樣燃料噴射時間已被大幅度設定提前角時，如果使燃料噴射時間提前角過度，則由于燃燒不穩定易引起不點火，有時使燃料噴射時間角度提前，反而會延遲產生θpvmax。
在這種情況下，利用θpvmax控制燃料噴射時間時，燃料噴射時間進一步提前，不僅控制發散，還存在以下問題例如當因過度的燃料噴射提前角，在汽缸內活塞還未充分上升的位置上進行燃料噴射，所噴射的燃料從活塞上所形成的凹部(凹腔)內向外溢出，或導致所噴射的燃料直接碰觸汽缸壁(內壁沖洗)，液狀燃料附著在汽缸壁上而導致潤滑油的稀釋與燃費和排氣特性的惡化。
尤其是，當如圖19步驟411所示同時利用Δt控制EGR氣體量時，由于燃料噴射時間角度過度提前時，Δt值也過大，EGR氣體量大幅降低，導致燃料噴射時間的變化與EGR氣體量的增減相互影響而使控制不穩定。
因此，在本實施方式中，相對于在圖18的步驟305中所計算出的燃料噴射時間θI設置提前角警戒值θImax，防止燃料噴射時間提前θImax以上。
具體而言，在圖18的步驟305中，通過θI＝θI0+β計算出燃料噴射時間θI時，則ECU20比較所計算出的θI和提前角警戒值θImax，當設定提前角θI在θImax以上(θI≥θImax)時，代替所計算出的θI，利用θImax在步驟307中實行燃料噴射控制。即，只有當在步驟305中所計算出的θI的值與提前角警戒值θImax相比位于延遲角一側(θI≤θImax)時才在步驟307中使用。
由此，由于在利用燃燒參數θpvmax的燃料噴射時間的反饋控制中防止過度的提前角，所以可以防止因內壁沖洗引起的潤滑油的稀釋和燃費、排氣特性的惡化，同時防止因過度提前角引起的燃料噴射時間控制的發散和與利用Δt的EGR氣體量的反饋控制的干涉，可以在短時間內使燃料噴射時間和EGR氣體量收斂于目標值。
另外，燃料噴射時間的提前角警戒值θImax，是由燃料噴射閥所噴射的燃料既不從活塞的凹腔內向外溢出，也不附著在壁面上的時間，成為根據內燃機轉速和燃料噴射壓力等噴射條件所決定的值。由于該值根據活塞形狀和燃料噴射閥的配置、內燃機轉速、噴射壓力等各種條件而不同，所以優選根據利用實際的內燃機的實驗，在每個轉速(燃燒壓力)上預先制成數值圖像。
下面，對本發明的另一實施方式進行說明。
在本實施方式中，內燃機1在以下兩個燃燒模式中進行切換、運轉通常的柴油機燃燒模式，即壓縮沖程后期進行燃料噴射，進行高空燃比的擴散燃燒的燃燒模式；和低溫燃燒模式，即，使燃料噴射時間大幅度提前而在汽缸內形成預混合氣體，并且大幅度增大EGR氣體量而進行低空燃比的燃燒的燃燒模式。在低溫燃燒中，雖然是空燃比比較低的燃燒，但是由于將大量的EGR氣體供應給燃燒室，所以可以大幅度一致NOx等有害物質的生成，另外，雖然是柴油機，但是可以通過進行預混合燃燒，而大幅度抑制煤煙的產生量。
但是，在低溫燃燒模式下的運轉中，燃燒狀態的變化相對于EGR率的變化的靈敏度極大，EGR率稍微變化就會產生導致燃燒狀態大幅惡化。
因此，在本實施方式中，當內燃機在低溫燃燒模式下運轉時，根據燃燒參數反饋控制EGR率(EGR閥開度)。
圖20是用于說明基于本實施方式的燃燒參數的EGR率控制操作的流程圖。本操作是通過ECU20作為每隔一定時間所實行的程序而進行的。
在圖20的操作中，首先在步驟501中判斷現在的內燃機是否在低溫燃燒模式下運轉，當未在低溫燃燒模式下運轉時直接終止本操作，而不實行步驟503以下的步驟。在這種情況下，例如通過與以往相同的基于加速踏板開度和內燃機轉速的開環控制來控制EGR率。
在步驟501中，當內燃機在現在的低溫燃燒模式下運轉時，接著進入步驟503，分別由各自對應的傳感器讀入現在的加速踏板開度Accp和內燃機轉速Ne，在步驟505中，由預先易Accp和Ne的2維數值圖像的形式存儲在ECU20的ROM上的燃燒結束時間Δt的目標值圖像中，讀出現在的Accp和Ne上的Δt的目標值Δt0。
在此，Δt0是在低溫燃燒模式中以可以得到最佳燃燒狀態的EGR率供應EGR氣體時的燃燒結束時間。
接著，在步驟507中，根據由汽缸內壓力傳感器29a～29d的輸出計算出現在的實際的燃燒結束時間Δt。之后，在步驟509中，反饋控制EGR閥開度，使得實際的燃燒結束時間Δt與目標值Δt0一致。該反饋控制，與圖19的情形相同地，例如進行基于目標值Δt0和實際值Δt的偏差值的PID控制。
另外，在本實施方式中，燃料噴射量和燃料噴射時間，另外通過由ECU20所實行的程序，預先將低溫燃燒模式下的運轉設定為最佳值。
如圖20所示，尤其是當在對EGR率敏感的低溫燃燒模式下運轉時，根據燃燒參數Δt控制內燃機的EGR率，從而在低溫燃燒時也可以得到穩定的最佳燃燒狀態。
但是，如上所述，雖然過渡到低溫燃燒模式后，可以通過基于Δt的控制得到最佳的EGR率，但是，當由通常燃燒模式過渡到低溫燃燒模式時，如果通過基于Δt的反饋控制來調節EGR氣體量，則有時需要較長時間才可以收斂于移動到低溫燃燒模式后的EGR率的目標值。
如上所述，在低溫燃燒模式下，與通常燃燒模式相比，燃料噴射時間大幅度提前。但是，當向低溫燃燒模式過渡時，如果一下子使燃料噴射時間提前，則由于燃燒狀態的急劇變化而使內燃機輸出轉矩發生變動，即產生所謂的轉矩沖擊的問題。因此，當由通常燃燒模式向低溫燃燒模式過渡時，進行設置一定的過渡期間，并在該過渡期間(時間)內使燃料噴射時間從通常燃燒模式下的值比較緩慢地連續變化到低溫燃燒模式下的目標值的過渡處理(退火處理)。
因此，在過渡處理中，由于用于計算Δt的燃料噴射時間(圖17中的θinj)緩慢變化(提前)，產生PVmax的時間(圖17中的θpvmax)也隨著緩慢變化(提前)，所以開始切換時，Δt的值不會從切換前的值發生太大變化，而成為較小的值。
因此，切換為低溫燃燒模式后的Δt的目標值Δt0與實際的Δt的差值，與切換前相比不會太大，EGR閥的開度變化也較小。即，EGR閥的開度隨著燃料噴射時間的提前角而緩慢變化。由于實際的EGR氣體量的變化遲于EGR閥開度的變化，所以切換時EGR閥的開度變化小，則實際的EGR氣體量的變化也十分遲緩。
另一方面，雖然在低溫燃燒模式下與通常燃燒模式相比，必須大幅度增加EGR氣體量，但是如上所述在過渡期間內根據實際的Δt而逐漸改變EGR閥的開度時，由于EGR氣體量變化的延遲，有時當低溫燃燒模式過渡結束時(燃料噴射時間達到目標值時)EGR率仍未達到低溫燃燒模式下的目標值，需要長時間才收斂于目標值。
因此，在本實施方式中，在過渡期間內計算Δt時不使用實際的燃料噴射時間，而使用向低溫燃燒過渡結束后的目標燃料噴射時間。由此，與在過渡期間開始時利用實際的燃料噴射時間的情形相比，Δt的值大幅度變大，與過渡結束后的Δt目標值的偏差值也變大。在本實施方式中，由于根據Δt和Δt目標值的偏差值反饋控制EGR閥開度，而使EGR閥開度變化大。
圖21是用于說明本實施方式中的從通常燃燒模式向低溫燃燒模式切換的過渡期間內的Δt變化的圖。
在圖21中，曲線θinj和曲線θpvmax分別表示燃料噴射時間的變化和產生PVmax的時間的變化，實際的Δt(實際Δt)等于該兩條曲線的距離(參見圖21)。
在圖21中，當從通常燃燒模式的切換的過渡期間開始時，燃料噴射時間θinj連續提前，過渡期間終止時，達到低溫燃燒模式中的目標噴射時間。
在這種情況下，由于如圖21所示θinj開始過渡時也變化不大，所以利用實際的燃料噴射時間的Δt(實際Δt)從過渡期間開始時不會去過大的值，EGR閥的開度也不會變化太大。因此，EGR氣體量變化十分遲緩，θpvmax的變化也如圖21中的實線所示變得十分遲緩。因此，θpvmax的值為，即使燃料噴射時間的切換結束時也未達到低溫燃燒中的目標值，因此，到θpvmax達到目標值為止(即，EGR率達到目標值為止)如圖21所示產生的延遲時間。
相對于此，代替實際的燃料噴射時間使用低溫燃燒模式切換后的燃料噴射時間目標值所算出的Δt，如圖21所示與實際Δt相比達到較大的值。因此，在本實施方式中，由于EGR閥開度變化大，EGR氣體量變化(增大)速度也加快，所以θpvmax如圖21所示發生變化，可以防止產生利用實際Δt時的延遲時間。
由此，在本實施方式中，當由通常燃燒模式向低溫燃燒模式切換時，可以在短時間內使EGR率收斂于目標值。
接著，利用圖22對與上述相反的從低溫燃燒模式向通常燃燒模式切換時的控制進行說明。
例如，考慮僅在低溫燃燒模式運轉中進行利用燃燒參數的燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR率等的控制，在通常燃燒模式時進行現有的開環控制的情形。
在這種情況下，低溫燃燒模式運轉時，根據燃燒參數(Δt、θpvmax、ΔPVmax等)反饋控制燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR氣體量等，實際的燃料噴射量、燃料噴射時間、EGR氣體量等包括反饋補正量。
例如，以燃料噴射時間為例進行說明，如在圖18的步驟305中所說明的那樣，低溫燃燒中的實際的燃料噴射時間為，在目標值θI0上加上反饋補正量β的量。
通常，如圖22所示，當由低溫燃燒模式向通常燃燒模式切換時也如圖21中所說明的那樣設置過渡期間，在過渡期間內使燃料噴射時間的目標值從低溫燃燒模式時的值連續變化為通常燃燒模式時的目標值。
但是，如上所述低溫燃燒模式下的實際的燃料噴射時間包括反饋補正量β，通常燃燒模式下的燃料噴射時間是不包括反饋補正量β的目標燃料噴射時間(開環控制)。因此，存在在哪個時間點停止反饋控制而使反饋補正量β為0的問題。例如，隨著過渡期間開始立即停止反饋控制時，則燃料噴射時間與過渡期間開始同時急劇變化反饋補正量β左右，從而可能會因燃料噴射時間的急劇變化導致轉矩變動。這與在過渡期間內也繼續進行反饋控制，隨著過渡結束停止反饋控制的情形一樣。
因此，在本實施方式中，如圖22所示，雖然反饋控制與過渡期間開始同時停止，但是逐漸連續地減少反饋補正量，使得過渡期間開始時的反饋控制補正量β不立即為O，而是過渡期間終止時變成0。
在圖22中，虛線表示燃料噴射時間的目標值θI0，實線表示實際的燃料噴射時間θI。如圖所示，在低溫燃燒運轉時，進行基于燃燒參數θpvmax的反饋控制，在目標值θI0和實際的燃料噴射時間θI之間產生反饋補正量β左右的差值。
當過渡期間開始時，在本實施方式中雖然反饋控制立即停止，但是在過渡開始時實際的燃料噴射時間θI維持為含有過渡期間開始時的反饋控制補正量β的值。因此，在本實施方式中，可以防止因過渡期間開始時的反饋控制停止所引起的燃料噴射時間的急劇變化。
之后，如圖22所示，在過渡期間內β的值連續降低，使得過渡期間終止時變成0(例如，使β的值與過渡期間開始后所經過的時間成比例地減少)。由此，在過渡期間內實際的燃料噴射時間θI逐漸接近目標燃料噴射時間θI0，當過渡期間終止時，與θI0一致。由此，在本實施方式中，可以從低溫燃燒模式中的燃料噴射時間的反饋控制過渡到通常燃燒模式下的開環控制，而不會引起轉矩變動。
另外，圖22雖然以燃料噴射時間為例進行了說明，但是當然也可以對燃料噴射量或EGR氣體量進行同樣的過渡控制。
接著，對上述的利用燃燒參數的EGR控制的另一應用例進行說明。在上述各實施方式中，可以利用燃燒參數Δt準確控制EGR率，低溫燃燒時也可以在燃燒時得到最佳的EGR率。
例如，當流入內燃機排氣通路的排氣的空燃比稀薄時，吸收、吸附或以該兩種方式吸藏排氣中的NOx，當流入的排氣的空燃比濃時，設置利用排氣中的CO等還原成分和HC等來還原凈化所吸藏的NOx的公知的NOx吸藏還原催化劑而進行凈化時等，還原凈化上述NOx吸藏還原催化劑所吸藏的NOx時等，必須準確控制排氣空燃比(內燃機空燃比)。但是，在上述的控制中，雖然可以響應性良好地得到最佳EGR率，但是未必可以準確控制內燃機的燃燒空燃比(排氣空燃比)。
例如，當燃料噴射閥的噴射特性因內部機構的磨損等而發生變化時，或存在噴射特性的每個產品的標準離差值時等，即使將燃燒參數控制為目標值，也未必能得到目標空燃比。
另一方面，為了將排氣空燃比控制為目標空燃比，在排氣通路上配置空燃比傳感器，直接測量排氣空燃比，從而可以反饋控制EGR控制閥，使得排氣空燃比達到目標值。
但是，由于利用空燃比傳感器的EGR控制存在廢氣達到傳感器安裝位置的氣體輸送延遲，和傳感器自身的響應延遲，所以當過渡運轉時等內燃機運轉條件發生變化時，未必可以高精度地控制EGR氣體量。
因此，在本實施方式中，在利用燃燒參數的EGR反饋控制上，通過進一步組合基于傳感器輸出的反饋學習控制，包括過渡運轉時可以響應性良好地控制EGR氣體量，高精度地控制排氣空燃比。
即，在本實施方式中，例如，在通過圖20的反饋控制將Δt控制為與目標值一致的狀態下，當滿足規定的學習控制條件(例如，內燃機在穩定狀態下運轉)時，逐漸改變燃燒結束期間目標值Δt0，使得通過配置在排氣通路上的空燃比傳感器所檢測出的排氣空燃比，與根據加速踏板開度Accp、內燃機轉速Ne所決定的目標空燃比一致。
例如，當實際的排氣空燃比與目標空燃比相比位于濃厚的一側時，使目標值Δt0減少規定量gt；當與目標空燃比相比位于稀薄的一側時，使目標值Δt0增大規定量gt。
之后，利用增減后的目標值Δt0再次進行基于Δt的EGR氣體量控制，調整EGR氣體量使得實際的Δt與增減后的目標值Δt0一致，實際Δt與補正后的目標值Δt0一致時，再次判斷通過空燃比傳感器所檢測出的排氣空燃比和目標空燃比是否一致，當不一致時再次使目標值Δt0增減規定值gt，反復進行上述的操作。
之后，進行將排氣空燃比和Δt都與目標值一致時的目標值Δt0，作為其加速踏板開度Accp和內燃機轉速Ne上的新的目標值(學習值)存儲起來的操作。這樣，根據實際的空燃比傳感器輸出，進行燃燒參數Δt0的學習補正，從而可以響應性良好地控制EGR率，并準確控制排氣空燃比。
接著，對本發明的另一實施方式進行說明。
在上述的各實施方式中，計算出PV值，作為燃燒參數利用根據PVmax所求出的Δt來控制EGR氣體量。但是，作為適于EGR氣體量的控制的燃燒參數，除了PVmax或Δt以外，只要是與著火延遲期間和燃燒期間中的一個或兩個具有密切聯系的值，就可以同樣使用。
例如，在本實施方式中，作為與著火延遲期間和燃燒期間具有密切聯系的燃燒參數，使用PVk的值達到最小值PVkmin的時間Δtd，和從PVk的值達到最小值PVkmin到達到最大值PVkmax的時間Δtc。
在此，PVk是各曲柄轉角處的燃燒室內壓力P和該曲柄轉角處的燃燒室容積V的k次方的乘積。此外，k是混合氣體的比熱比。
在此，雖然根據氣體的狀態方程式，在絕熱變化中PVk＝一定，但是在實際的汽缸內壓縮沖程中，由于混合氣體通過汽缸壁和活塞放熱，所以在汽缸內壓縮沖程中，PVk從壓縮時開始逐漸減少。
另一方面，當混合氣體著火開始燃燒時，由于產生燃燒熱，所以PVk的值開始增加。因此，PVk從減少轉變為增加的點，即，PVk的值成為最小值PVkmin的點，是燃燒的開始點。此外，同樣地雖然燃燒過程中PVk地值持續增加，但是當燃燒結束而不再產生熱量時，PVk的值再次開始減少。因此，PVk的值成為最大值PVkmax的點，是燃燒的終止點。
現在，設燃料噴射開始時間為θinj，設PVk達到最小值PVkmin的曲柄轉角為θstart，則Δtd＝θstart-θinj，等于從開始噴射燃料到開始燃燒為止的期間的著火延遲期間。
此外，設PVk達到最小值PVkmax的曲柄轉角為θend，則Δtc＝θend-θstart等于燃燒開始到終止的期間，即燃燒期間。
如上所述，著火延遲期間和燃燒期間都與EGR率具有密切的聯系，EGR率增大時，著火延遲期間和燃燒期間同時增加；EGR率減少時同時減少。
因此，在本實施方式中，利用著火延遲期間Δtd或燃燒期間Δtc的任意之一，以利用所述的Δt時相同的方法來控制EGR率。
即，在本實施方式中，預先在各個加速踏板開度Accp和內燃機轉速Ne上將達到最佳的EGR率的燃燒狀態下的著火延遲期間(或燃燒期間)的值設定為目標值Δtd0(或Δtc0)。之后，在實際的運轉中，在各個沖程循環上根據燃燒室內壓力和曲柄轉角計算出PVk的值，并且檢測出該PVk的值達到最小值(或最小值和最大值)的曲柄轉角，計算出實際運轉時的Δtd(或Δtc)。
之后，Δtd(或Δtc)與現在的運轉狀態(Accp、Ne)下的該目標值Δtd0(或Δtc0)的偏差值，反饋控制EGR控制閥開度。
另外，比熱比k可以近似與規定值，燃燒室內容積V為曲柄轉角的函數，可以預先計算出來。因此，當算出PVk時，預先計算出各個曲柄轉角的Vk的值，并以數值表的形式存儲在ECU20的ROM中，從而可以容易地計算出PVk的值。
由此，與利用Δt的反饋控制的情形相同地，不會增大控制回路地運算負荷，并且可以響應性良好地準確控制EGR率。
即，在本實施方式中，根據由汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力計算出與包括著火延遲期間或燃燒期間中的至少其一的燃燒定時對應的燃燒參數，控制EGR率，使得該燃燒參數成為預先設定的目標值，從而可以響應性良好地準確控制EGR率。
另外，進行在主燃料噴射之前噴射少量的燃料并使其在燃燒室內燃燒，從而當在主燃料噴射燃料的燃燒中調整良好的溫度壓力條件的預噴射時，如果在開始主燃料噴射后進行對所計算出的PVk的值是否為最小值PVkmin的判斷，則可以防止將引導燃料噴射燃料的燃燒開始時間點作為主燃料噴射燃料的噴射開始點誤檢出來。
接著，對本發明的另一實施方式進行說明。
在本實施方式中，對進行多點燃料噴射時的燃料噴射量、噴射時間的控制進行詳細說明。
如上所述，雖然多點燃料噴射包括在主燃料噴射之前所進行的預噴射、在主燃料噴射之后所進行的殘噴射等，但是預噴射、殘噴射也可以根據其噴射時間而分為幾個。
圖23是用于說明本實施方式中的用于構成多點燃料噴射的各燃料噴射的圖。
在圖23中，橫軸表示曲柄轉角(CA)，橫軸上的TDC表示壓縮上止點。此外，圖23的縱軸表示各燃料噴射的噴射率，各峰的面積概略性地表示各燃料噴射的相對的燃料噴射量。如圖所示，在多點燃料噴射中，進行提前預噴射、接近預噴射、主噴射(主燃料噴射)、殘噴射、后噴射等的全部或一部分。
下面，分別對主噴射以外的各燃料噴射進行簡單說明。
(1)提前預噴射提前預噴射，是在比主噴射提前很多的時間(例如，比開始主噴射早曲柄轉角為20度(20℃A)以上的時間)所進行的預噴射。在提前預噴射中所噴射的燃料形成預混合氣體，由于壓縮著火而基本不生成NOx和微粒，可以通過進行提前預噴射來提高排氣特性。此外，提前預噴射，由于使燃燒室內的溫度和壓力上升，縮短后述的接近預噴射和主噴射的著火延遲期間，所以可以抑制通過主噴射所產生的燃燒的噪音和NOx的生成。
由于在燃燒室內的溫度壓力比較低的時間點進行提前預噴射，所以當噴射量多時，所噴射的燃料維持液狀的狀態到達汽缸壁，而導致潤滑油稀釋等問題。因此，當噴射量多時，將提前預噴射所必須的噴射量分割，多次噴射，每次噴射少量，從而可以防止液狀燃料到達汽缸壁。
(2)接近預噴射接近預噴射，是在主噴射之前(例如，在開始主噴射的20℃A以內)所進行的預噴射。接近預噴射，與提前預噴射相比，產生的烴少，與提前預噴射相同地，可以縮短主噴射的著火延遲時間，抑制主噴射的噪音和NOx的生成。
(3)殘噴射殘噴射，是主噴射終止后立即或在較短的時間間隔(例如，主噴射終止后15°以內)內開始的噴射。
進行參噴射的目的在于，在主噴射的燃料的燃燒后期，再次增加燃燒室內的溫度、壓力、湍流等，改善燃燒，和減少主噴射的噴射量。
即，由于在主噴射的燃燒后期，燃燒室內的溫度、壓力下降，缸內的湍流變小，所以燃料難以燃燒。通過在該狀態下進行殘噴射，由于因燃料的噴射所引起的湍流的增大和因所噴射的燃料的燃燒所引起的溫度、壓力的增大，可以向促進燃燒的方向改善燃燒室內的氛圍。此外，由于可以將主噴射的噴射量減少殘噴射的噴射量左右，所以可以抑制生成因主噴射燃料所產生的局部的過濃區域，并且具有隨著主噴射量的下降燃燒所產生的汽缸內最高溫度下降，抑制生成NOx的效果。
(4)后噴射后噴射，是主噴射終止后以較大間隔(例如，主噴射終止后15℃A以上)開始的燃料噴射。后噴射的主要目的在于提高排氣溫度、壓力。
例如，當由于配置在排氣系統上的排氣凈化催化劑的溫度低而未達到活化溫度，所以不能得到廢氣凈化作用時，通過進行后噴射可以使排氣溫度上升，從而在短時間內使催化劑溫度上升到活化溫度。此外，由于通過進行后噴射而使排氣的溫度、壓力上升，所以在具有渦輪增壓器的內燃機中，可以增大渦輪的運轉，從而得到因增壓上升所引起的加速性能的提高和抑制加速時的煙霧等的效果。
此外，當作為排氣凈化催化劑，使用利用HC成分來凈化排氣中的NOx的選擇還原催化劑時，可以通過進行后噴射將HC供應給催化劑，從而提高NOx的凈化率。
如上所述，雖然可以通過進行多點燃料噴射，大幅度改善柴油機的排氣性能和噪音，但是為了得到該改善效果，必須精密控制多點燃料噴射時的各燃料噴射的噴射量和噴射時間。例如，在最需要噴射量和噴射時間的精度的接近預噴射中，必須將一次燃料噴射的噴射量控制在1.5～2.5mm3，將噴射時間控制在±2℃A以內。
但是，如上所述，由于在燃料噴射閥上產生因公差值所引起的個體間的標準離差值，和因使用時間所引起的燃料噴射特性的變化等，所以在通常的開環控制中通常無法提高燃料噴射的精度，無法充分得到通過多點燃料噴射所產生的效果。
此外，例如，如上述的特開2001-123871號公報的裝置那樣根據燃燒噪音控制燃料噴射，雖然可以控制一部分的預噴射的噴射量，但是存在無法個別控制各燃料噴射的噴射量，進而無法進一步對噴射時間進行完全控制的問題。
在本實施方式中，利用由汽缸內傳感器29a～29d(以下總稱為“汽缸內壓力傳感器29”)所檢測出的燃燒室內壓力P和這時的燃燒室容積V所計算出的參數PVγ和PV，可以準確地個別控制各燃料噴射的噴射量、噴射時間、噴射壓力等。
圖24(A)是用于說明本實施方式中的燃燒時間的檢測原理的圖。圖24(A)表示從汽缸的壓縮沖程后期到膨脹沖程前期關于上述燃燒室內的各種燃燒的參數的相對于曲柄轉角θ的變化(曲柄轉角θ＝0表示壓縮上止點)。在圖24(A)中，曲線P表示由汽缸內壓力傳感器29所檢測出的實際的燃燒室內壓力的變化。此外，曲線Q表示汽缸內的放熱率。根據曲線Q進行判斷，在本實施方式中，進行除了主噴射之外還包括提前預噴射和殘噴射的多點燃料噴射，圖24(A)中的放熱率的峰Q1、Q2、Q3分別相當于提前預噴射、主噴射、殘噴射。
根據圖24(A)的曲線P進行判斷，雖然可以根據放熱率Q1、Q2、Q3判斷多點燃料噴射時的各燃料噴射的燃燒期間，但是燃燒室內壓力的變化中未明確出現各燃料噴射的燃燒期間，所以無法根據曲線P判斷各燃料噴射。
另一方面，如果計算出放熱率，則可以如圖24(A)所示，大致判斷各燃料噴射的噴射期間。此外，放熱率dQ本身也可以根據燃燒室內壓力從以下的計算式中計算出來。
dQ/dθ＝(k·P·(dV/dθ)+V(dP/dθ))/(k-1)
(θ表示曲柄轉角，k表示汽缸內混合氣體的比熱比)但是，由于該放熱率的計算復雜，并且含有多項包括曲柄轉角θ的項，所以易受到檢測精度較低的曲柄轉角的誤差值的影響。因此，在實際的控制中將放熱率作為控制指標使用，因存在計算負荷的增大和誤差值的問題而不實際。
因此，在本實施方式中，為了檢測出燃燒期間不利用放熱率，而利用由汽缸內壓力傳感器29所檢測出的壓力P和這時的體積V的γ次方所得出的值PVγ的相對于曲柄轉角θ的一次變化率(一次微分值)(以下稱作PVγ微分值)。在此，γ是多變指數。
由于多變指數γ可以預先通過實驗等求出，并且V只是關于θ的函數，所以可以相對于各θ的值預先計算出Vγ。因此，在各曲柄轉角上，可以通過簡單的計算來算出PVγ，作為相對于該θ的變化率的PVγ微分值，可以如后所述通過簡單的微分計算而求出。
圖24(A)中的曲線R表示在各曲柄轉角處所計算出的PVγ微分值。由于PVγ微分值與放熱率模型為相似形，所以如曲線R所示，PVγ微分值大部分為0，只有相當于燃燒期間的部分為正值，所以可以極其明確地判斷各燃料噴射的燃燒期間。
通過指數γ的多變性變化近似計算汽缸內的活塞的移動所進行的壓縮時，壓力P和燃燒室容積V具有PVγ＝C(一定值)的關系。即，在不發生燃燒、不付與汽缸內的氣體除壓縮做功以外的能量的多變性變化中，PVγ值通常一定。因此，當在燃燒室內未發生燃燒時，PVγ值的對曲柄轉角的一次微分值d(PVγ)/dθ為0(實際上，由于從汽缸壁放熱，所以當未發生燃燒時，一次微分值d(PVγ)/dθ為負)。
另一方面，當在汽缸內發生燃燒時，除了壓縮做功以外，還對汽缸內的氣體施加能量(熱)，所以汽缸內的氣體的變化已經不是多變性變化，由于當進行燃燒時PVγ值持續增大，所以PVγ微分值成為正值。
因此，可以作為PVγ微分值為正的期間而明確判斷出在燃燒室內發生燃燒的期間。這與如圖24(A)曲線R所示，在汽缸的一沖程循環中進行多次燃料噴射(燃燒)Q1、Q2、Q3的情形相同。
在本實施方式中，根據在內燃機運轉時由汽缸內壓力傳感器29所檢測出的各汽缸的燃燒室內壓力計算出PVγ微分值，判定該PVγ微分值為正值的期間為燃燒期間。圖24(A)的曲線R上的start表示燃燒開始時間，end表示燃燒終止時間，start和end的間隔表示燃燒期間。
但是，燃燒期間的開始時間(曲柄轉角)與燃料噴射時間具有很密切的聯系。另外，燃燒期間的長度(從燃燒開始時間到終止時間的長度)與燃料噴射期間有很密切的聯系。此外，如果燃料噴射量一定，則燃料噴射期間根據噴射率發生變化，噴射率根據燃料噴射壓力發生變化。
在本實施方式中，在每個內燃機的運轉條件(例如，內燃機轉速、加速踏板開度以及多點燃料噴射的種類的組合)下預先通過實驗等求出給予最佳燃燒狀態的各燃料噴射的發熱量、燃燒期間，例如，在多點燃料噴射的各個燃料噴射(提前預噴射、接近預噴射、主噴射、殘噴射、后噴射)中，分別將上述最佳值作為利用內燃機轉速和加速踏板開度的數值表，存儲在ECU20的ROM中。
ECU20，根據由汽缸內壓力傳感器29所檢測出的各汽缸的燃燒室內壓力P計算出各曲柄轉角上的PVγ微分值，判斷各噴射的實際的燃燒期間，并且反饋控制燃料噴射時間和噴射壓力，使得該實際的燃燒期間(開始時間，長度)與存儲在ROM上的最適于現在的內燃機運轉狀態的燃燒期間。由此，可以簡單并準確地將各汽缸的燃料噴射時間和噴射壓力控制為可以得到最佳燃燒時間的值。
接著，利用圖24(B)對本實施方式中的燃料噴射量的控制進行說明。
各汽缸的實際的燃料噴射量，與從汽缸的壓縮沖程到膨脹沖程的汽缸內的發熱量對應。雖然可以通過對利用上述的式子所計算出的放熱率進行積分而計算出該發熱量，但是如上所述利用放熱率dQ的計算并不實際。
因此，在本實施方式中，利用燃燒室內壓力P和這時的燃燒室內容積V的乘積PV(以下稱作“PV值”)計算出實際的汽缸內發熱量。
以壓力和容積的乘積PV表示燃燒室內的氣體所具有的能量。因此，以d(PV)/dθ表示每單位曲柄轉角付與燃燒室內的氣體的能量。
如上所述，每單位曲柄轉角付與燃燒室內的氣體的能量為，由活塞的壓縮所產生的機械能和由燃燒所產生的化學能的和。
現在，以微分形式表示氣體的狀態方程式PV＝(m/W)RT得出d(PV)＝(m/W)RdT…(1)其中，m是燃燒室內的氣體的質量(kg)，W是氣體的分子量，T是溫度(K)，R是一般氣體常數(J/mo1·K)此外，(1)式表示氣體所具有的能量的變化量，該變化量，如上所述，表示為由活塞的壓縮所產生的機械能d(PV)pist和由燃燒所產生的化學能d(PV)chem的和。即，d(PV)＝d(PV)pist+d(PV)chem …(2)在上述(2)式中，利用上述(1)式的氣體的狀態方程式，如下表示由燃燒所付與氣體的能量d(PV)chem。
d(PV)chem＝(m/W)RdTchem …(3)其中，dTchem表示由燃燒引起的氣體的溫度上升。
將(3)式代入(2)式求出dTchem，dTchem＝(W/m·R)(d(PV)-d(PV)pist) …(4)由于可以作為溫度上升dTchem(K)、氣體質量m(kg)和定容比熱(J/mol·K)Cv的乘積，求出由燃燒所產生的發熱量dQ(J)，由(4)式得到dQ＝m·Cv·dTchem＝Cv·W·R(d(PV)-d(PV)pist) …(5)由于每次噴射所產生的熱量ΔQ，在圖24(A)中判斷每次噴射的燃燒期間，所以可以通過從各燃料噴射的燃燒開始(start)到燃燒終止(end)對(5)式進行積分而求出。
即，ΔQ=CV×WR∫startend(d(PV)-d(PV)pist)dθ=CV×WR(((PV)end-(PV)start)-((PV)pist,end-(PV)pist,start))---(6)]]>在此，(PV)end、(PV)start分別為由汽缸內傳感器所檢測出的燃燒室內壓力P和燃燒室容積V的乘積的、燃燒終止時和燃燒開始時的值。
此外，(PV)pist、end、(PV)pist、start，為未發生燃燒時的僅有活塞壓縮時(所謂的電動回轉時)的燃燒室內壓力和燃燒室容積V的乘積的、相當于燃燒終止時(圖24(A)、圖24(B)中的end)和燃燒開始時(圖24(A)、圖24(B)中的start)的曲柄轉角的值。
圖24(B)是表示圖24(A)的情況下的PV值的變化和(PV)pist值的變化的圖，圖24(B)的曲線P表示與圖24(A)的曲線P相同的燃燒室內壓力變化，曲線Q表示放熱率。
此外，圖24(B)的曲線S表示曲線P的壓力變化時的PV值，曲線T表示(PV)pist值。如果內燃機一定，則(PV)pist值通常為一定的曲線。
并且，根據上式(6)，例如利用圖24(B)中的A點上的PV值((PV)start)和(PV)pist值((PV)pist，start)與B點上的PV值((PV)end)和(PV)pist值((PV)pist，end)，可以簡單求出主噴射Q1的發熱量ΔQ。
發熱量ΔQ與燃料噴射量具有密切的聯系。在本實施方式中，預先根據內燃機運轉狀態通過實驗等求出各噴射的理想發熱量，存儲在ECU20的ROM上。因此，通過反饋控制燃料噴射量，使得由(6)式所求出的實際的發熱量與存儲在ROM上的理想的發熱量一致，從而可以將燃料噴射量控制在最佳值。
圖25是用于表示上述的燃燒時間和發熱量的實際的計算操作的流程圖。通過ECU20每隔一定曲柄角度實行本操作。
在圖25中，在步驟401中讀入現在的曲柄轉角θ和由汽缸內壓力傳感器29所檢測出的燃燒室內壓力P。之后，在步驟403中，根據曲柄轉角θ計算出現在的燃燒室內容積V。在本實施方式中，預先通過計算求出θ和V的關系，作為利用θ的一維數值表存儲在ECU20的ROM上。在步驟403中，利用在步驟401中所讀入的θ的值，根據該數值表求出燃燒室內容積V。
接著，在步驟405中，利用通過在步驟401中所讀入的壓力P和在步驟403中所計算出的容積V計算出PVγ。預先通過實驗求出γ(多變指數)，并存儲在ECU20的ROM上。
步驟407表示PVγ微分值的計算操作。在本實施方式中，作為本次所計算出的PVγ值(PVγ)i和實行上次操作時所計算出的(PVγ)i-1的微分，計算出PVγ微分值d(PVγ)/dθ。
接著，步驟409到步驟417表示燃燒開始時間的檢測。
在步驟409中，判斷標志XS的值是否被設定為1。表示XS，用于表示燃燒期間的開始時間的檢測是否結束，當XS＝1時，表示檢測結束。
在步驟409中，當檢測未結束(X≠1)時進入步驟411，保留步驟413以下的操作實行，待機到在步驟407中所計算出的PVγ微分值達到規定值C1以上。如上所述，PVγ微分值除了燃燒期間以外大都為0，只有在燃燒期間內為正值。C1是用于防止因雜音等產生誤檢的判定值，將其設定為盡可能接近于0的正值。開始燃燒時，在步驟411中雖然PVγ微分值大于C1，但是由于在步驟411中最初如果d(PVγ)/dθ＞C1成立，則接著在步驟413中將標志XS的值設定為1，所以從下次開始不實行步驟411到步驟417。
由此，可以準確檢測出燃燒開始時間。即，在步驟411中如果最初d(PVγ)/dθ＞C1成立時，在步驟415、417中將這時的曲柄轉角θ存儲為燃燒開始時的曲柄轉角θstart，并且計算出這時的PV值，存儲為燃燒開始時的PV值(PV)start。此外，在步驟419中，根據預先計算出的圖24(B)的曲線T的關系求出電動回轉中的PV值的(PV)pist的燃燒開始時的值，作為(PV)pist，start存儲起來。
從步驟419到步驟425表示燃燒期間的終止時間的檢測操作。只有在從步驟411到步驟417的燃燒期間開始時間的檢測結束，將XS設定為1時才實行終止時間的檢測操作。
從步驟419到步驟425的操作雖然與從步驟411到步驟417的操作相同，但是在步驟419中，將d(PVγ)/dθ＜C1時的曲柄轉角作為燃燒終止時間θend，并分別將這時的(PV)、(PV)pist的值作為(PV)end、(PV)pist，end存儲起來，在這一點上是不同的。并且，在存儲上述數值后，在步驟425中，標志XS的值被重設為0。由此，到再次在步驟411到417中檢測出燃燒開始時間為止，而不再實行步驟419以下的操作。
之后，在終止上述操作后，在步驟427中利用上述(6)式，計算出本次的燃燒期間中的發熱量ΔQ。
如上所述，通過實行圖25的操作，對于多次燃料噴射中的各噴射，計算并存儲燃燒開始時間θstart、燃燒終止時間θend以及發熱量ΔQ。
接著，對利用上述所計算出的燃燒開始時間θstart、燃燒終止時間θend以及發熱量ΔQ的燃料噴射控制進行說明。
在本實施方式中，燃料噴射量、噴射時間、燃料噴射壓力的基本值以及噴射的方式(多點燃料噴射的類型)，是通過由ECU20所另外實行的未圖示的燃料噴射設定操作，利用內燃機轉速和加速踏板開度并根據預先決定的關系而設定的。如果按照原有的該基本值進行實際的燃料噴射，可以使內燃機的燃燒狀態最佳。但是實際上，由于燃料噴射閥的噴射特性的標準離差值和變化等，即使向燃料噴射閥施加相當于基本值的指令信號，也無法使實際的燃料噴射達到基本值。
在本實施方式中，反饋補正燃料噴射，使得能夠利用燃燒開始時間θstart、燃燒終止時間θend以及發熱量ΔQ，以基本值進行實際的燃料噴射。
圖26是用于說明由ECU20所實行的本實施方式的燃料噴射補正操作的順序的流程圖。
圖26，在步驟501中，首先根據內燃機運轉條件和所計算出的θstart，進行是否為要進行補正的燃料噴射的判斷。即，進行現在要補正的燃料噴射為何種類型的多點燃料噴射的何種燃料噴射(例如是提前預噴射，還是接近預噴射等)的判斷。
之后，在步驟503中，根據內燃機運轉條件(內燃機轉速、加速踏板開度)，從預先存儲在ECU20的ROM上的數值表讀出現在要補正的燃料噴射的發熱量的目標值。
之后，在步驟505中，增減補正燃料噴射量，使得在上述的圖25的操作中所計算出的發熱量ΔQ與在步驟503中所設定的目標值一致。即，當實際的發熱量ΔQ小于目標值時，使燃料噴射量增大規定量；當大于目標值時，減少規定量。
之后，在步驟507中同樣地根據內燃機運轉條件從預先存儲在ECU20的ROM上的數值表，讀出燃燒開始時間和終止時間的目標值，在步驟509中，補正燃料噴射時間，使得實際的燃燒開始時間θstart與目標值一致。例如，當燃燒開始時間遲于目標值時，使燃料噴射開始時間角度提前，當早于目標值時使角度延遲。
進而，在步驟511中，補正燃料噴射壓力。在本實施方式中，通過改變共用軌道來調整燃料噴射壓力。即，在步驟511中，在步驟509中燃燒開始時間θstart與目標值一致的狀態下，判斷實際的燃燒終止時間θend是遲于還是早于目標值，當遲于目標值時(實際的燃燒期間長于目標值時)，使燃料噴射壓力上升規定量，相應地使燃料噴射的終止時間(燃料噴射閥的閥閉時間)角度提前，維持燃料噴射量一定并使燃料噴射期間變化。此外，相反當實際的燃燒終止時間早于目標值時，使燃燒噴射壓力降低規定量，使燃料噴射的終止時間延遲。
通過反復執行上述各操作直到各自的值與目標值一致，進行反饋補正，使得多點燃料噴射的各燃料噴射時的實際的燃料噴射量、燃料噴射時間、燃料噴射壓力達到可以得到適于運轉狀態的最佳燃燒的值。
如上所述，在圖25的操作中，可以利用能通過簡單的微分運算計算出來的PVγ的微分值求出燃燒期間，或通過PV值的簡單運算求出發熱量，所以不必進行用于檢測發熱量和燃燒期間的復雜的計算。因此，可以防止ECU20的計算負荷增大，簡單并可靠地準確檢測出各個噴射的發熱量和燃燒期間，可以準確反饋控制各噴射的噴射量、噴射時間和噴射壓力。
此外，在本實施方式中，由于根據實際的發熱量、燃燒期間反饋控制多點燃料噴射的各噴射量和噴射時間、噴射壓力，所以，例如當由于燃料噴射閥的公差值而使燃料噴射特性的個體間的標準離差值較大時，或隨著使用燃料噴射特性發生變化時，也可以準確補正各燃料噴射特性。因此，由于在共軌式燃料噴射裝置中，也可以一定程度地允許燃料噴射閥的特性的標準離差值，不必像以往那樣嚴格管理燃料噴射閥的特性的標準離差值，所以可以降低燃料噴射閥的成本。
如上所述，根據本發明，根據噴射模式和燃燒模式使用最佳的燃燒參數來進行燃料噴射量、噴射時間、EGR氣體量的反饋控制，從而可以最佳控制柴油機的燃燒狀態，而不會大幅度增大控制回路的運算負荷。
權利要求
1.一種內燃機的控制裝置，具有用于向內燃機燃燒室噴射燃料的燃料噴射閥，使一部分內燃機排氣作為EGR氣體回流到內燃機燃燒室中的EGR裝置，和用于檢測內燃機燃燒室內的壓力的汽缸內壓力傳感器，其特征在于，具有燃燒參數計算裝置，根據由所述汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力和內燃機曲柄轉角所預先決定的關系，計算出至少包括汽缸內發熱量、燃燒開始時間和燃燒期間中的至少一個的表示內燃機燃燒狀態的燃燒參數；和補正裝置，對燃料噴射量、燃料噴射時間和EGR氣體量的任意一個以上進行補正，使得所計算出的燃燒參數與根據內燃機運轉狀態所預先決定的目標值一致；作為所述燃燒參數，從根據燃燒室內壓力和內燃機曲柄轉角所計算出的、表示所述內燃機燃燒狀態的多種燃燒參數中，利用根據內燃機的燃料噴射模式或燃燒模式所選擇的燃燒參數通過所述補正裝置進行補正。
2.如權利要求1所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述燃料噴射模式包括，根據需要組合主燃料噴射和在主燃料噴射前或后，或者前后都向內燃機燃燒室噴射燃料的多點燃料噴射的燃料噴射模式。
3.如權利要求2所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述噴射補正裝置，首先進行向燃燒室的總燃料噴射量和主燃料噴射時間的補正，當進行多點燃料噴射時，在補正主燃料噴射的狀態下，補正所述多點燃料噴射的燃料噴射量或燃料噴射時間。
4.如權利要求2所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，還包括傳感器校準裝置，在預先決定的曲柄轉角處，根據由所述汽缸內壓力傳感器所檢測出的實際的燃燒室內壓力，來修正所述汽缸內壓力傳感器輸出的誤差值。
5.如權利要求2～4中任意一項所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，根據內燃機轉速和加速踏板開度來規定所述內燃機運轉狀態。
6.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值和燃燒室內壓力達到最大時的曲柄轉角。
7.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，燃燒室內壓力的變化率極大時的曲柄轉角。
8.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，燃燒室內壓力的2階微分值極大時的曲柄轉角。
9.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，燃燒室內壓力與燃燒室內實際容積的乘積的最大值，和燃燒室內壓力與燃燒室內實際容積的乘積達到最大時的曲柄轉角。
10.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，燃燒室內壓力與燃燒室內實際容積的乘積的最大值，和在燃燒室內壓力與燃燒室內實際容積的乘積達到最大的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的差值ΔPVmax。
11.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，汽缸內放熱率達到最大時的曲柄轉角。
12.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，汽缸內總發熱量。
13.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，開始燃燒后的汽缸內壓力的最大值，與從到達壓縮上止點后到開始在燃燒室內燃燒之間的汽缸內最小壓力的差值。
14.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述選擇的燃燒參數為，開始燃燒后的汽缸內壓力的最大值，與在所述汽缸內壓力達到最大時的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮產生的燃燒室內壓力的差值。
15.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其特征在于，所述多點燃料噴射，包括在主燃料噴射之前所進行的引導燃料噴射，所述補正裝置，作為燃燒參數，利用當由主燃料噴射所噴射的燃料著火時的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積，與在由主燃料噴射所噴射的燃料著火時的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的差值，補正引導燃料噴射指令值。
16.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其中，所述多點燃料噴射包括在主燃料噴射之后所進行的殘噴射，所述補正裝置，作為燃燒參數，利用燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的最大值與在燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積達到最大時的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的差值ΔPVmax，與當由殘噴射所噴射的燃料著火時的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積與在由殘噴射所噴射的燃料著火時的曲柄轉角處，假定未發生燃燒時的僅由壓縮所產生的燃燒室內壓力和燃燒室內實際容積的乘積的差值ΔPVafter的差值(ΔPVmax-ΔPVafter)，補正殘噴射指令值。
17.如權利要求6所述的內燃機的控制裝置，其中，所述補正裝置僅對主燃料噴射進行作為所述燃燒參數利用開始燃燒后的燃燒室內壓力的最大值和燃燒室內壓力達到最大時的曲柄轉角的所述補正。
18.如權利要求5所述的內燃機的控制裝置，其中，還包括對內燃機吸入空氣量進行節流的節氣門閥，所述噴射補正裝置，在補正主燃料噴射量之后，作為燃燒參數利用壓縮上止點上的由壓縮產生的燃燒室內壓力與從到達壓縮上止點后到開始在燃燒室內燃燒之間的汽缸內最小壓力的差值和開始燃燒后的燃燒室內壓力最大值兩個參數，補正所述節氣門閥開度和主燃料噴射時間，使得這兩個燃燒參數的值與各自的目標值一致。
19.如權利要求18所述的內燃機的控制裝置，其中，所述內燃機可以切換運轉在壓縮沖程后期進行燃料噴射而進行空氣過剩率大的燃燒的通常燃燒模式，和與通常燃燒模式相比燃料噴射時間角度提前，并且EGR氣體量增大的低溫燃燒模式；所述噴射補正裝置，當處于所述通常燃燒模式和低溫燃燒模式之間的模式切換時，補正所述節氣門閥開度和主燃料噴射時間，使得所述兩個燃燒參數的值與各自的目標值一致。
20.如權利要求1所述的內燃機的控制裝置，其中，所述內燃機的燃燒模式包括向燃燒室的EGR氣體供應量不同的模式。
21.如權利要求20所述的內燃機的控制裝置，其中，所述選擇的燃燒參數為，根據由所述汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力P和由曲柄轉角θ所決定的燃燒室容積V的乘積PV的值所計算出的、從燃料噴射閥開始噴射燃料后到所述PV的值取最大值PVmax的時間Δt；所述補正裝置調節所述EGR氣體量，使得所述Δt達到預先決定的目標值。
22.如權利要求21所述的內燃機的控制裝置，其中，所述燃燒參數計算裝置，還計算出假定在燃燒室內未發生燃燒時的僅由活塞的壓縮所產生的燃燒室內壓力和由曲柄轉角所決定的燃燒室容積的乘積PVbase，利用所述PV達到最大值PVmax時的曲柄轉角θpvmax處的PVbase的值，計算出PVmax和PVbase的差值ΔPVmax，所述補正裝置還控制來自所述燃料噴射閥的燃料噴射量和燃料噴射時間，使得ΔPVmax和所述θpvmax的值分別達到預先決定的目標值。
23.如權利要求21或22所述的內燃機的控制裝置，其中，根據內燃機轉速和加速踏板開度決定所述目標值。
24.如權利要求23所述的內燃機的控制裝置，其中，所述內燃機為壓燃式內燃機。
25.如權利要求24所述的內燃機的控制裝置，其中，所述內燃機可以切換運轉在壓縮沖程后期進行燃料噴射而進行空氣過剩率大的燃燒的通常燃燒模式，和與通常燃燒模式相比使燃料噴射時間角度提前，并且增大EGR氣體量的低溫燃燒模式這兩個燃燒模式，并且當內燃機在所述低溫燃燒模式運轉時，進行基于所述Δt的EGR氣體量控制。
26.如權利要求25所述的內燃機的控制裝置，其中，所述補正裝置，當由所述通常燃燒模式向低溫燃燒模式切換時，在規定的過渡時間內使燃料噴射時間由通常燃燒模式中的噴射時間連續變化為低溫燃燒模式中的目標燃料噴射時間，并且在該過渡期間內，根據代替實際的燃料噴射時間而利用切換后的低溫燃燒模式中的目標燃料噴射時間所計算出的Δt，進行所述EGR氣體量控制。
27.如權利要求20所述的內燃機的控制裝置，其中，所述選擇的燃燒參數為，根據由通過所述汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力P、由曲柄轉角θ所決定的燃燒室容積V和燃燒氣體的比熱比k所計算出的PVk的值所決定的、從由燃料噴射閥開始噴射燃料后到所述PVk的值取最小值PVkmin的時間Δtd；所述補正裝置補正所述EGR氣體量，使得所述Δtd達到預先決定的目標值。
28.如權利要求20所述的內燃機的控制裝置，其中，所述選擇的燃燒參數為，根據由通過所述汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力P、由曲柄轉角θ所決定的燃燒室容積V和燃燒氣體的比熱比k所計算出的PVk的值所決定的、由燃料噴射閥開始噴射燃料后從所述PVk的值取最小值PVkmin到取最大值PVkmax的時間Δtc；所述補正裝置調節所述EGR氣體量，使得所述Δtc達到預先決定的目標值。
29.如權利要求27或28所述的內燃機的控制裝置，其中，所述燃料噴射閥在主燃料噴射之前進行向燃燒室內噴射少量燃料的預噴射；所述燃燒參數計算裝置，在主燃料噴射開始后開始檢測所述PVkmin的值。
30.如權利要求1所述的內燃機的控制裝置，其中，所述選擇的燃燒參數為，利用由所述汽缸內壓力傳感器所檢測出的燃燒室內壓力P、由曲柄轉角θ所決定的燃燒室容積V和預先決定的常數γ，作為V的γ次方與P的乘積所計算出的參數PVγ相對于曲柄轉角θ的變化率d(PVγ)/dθ；所述補正裝置，根據所述變化率檢測出包括燃燒室內的燃燒開始時間和終止時間的燃燒期間，并且補正來自所述燃料噴射閥的燃料噴射時間和燃料噴射壓力中的至少一個，使得所述燃燒期間與預先決定的期間一致。
31.如權利要求30所述的內燃機的控制裝置，其中，所述補正裝置，根據作為所述燃燒開始時間和所述燃燒終止時間上的所述燃燒室內壓力P和所述燃燒室容積V的乘積所計算出的參數PV的值，計算出所述燃燒期間內的汽缸內發熱量，并補正來自所述燃料噴射閥的燃料噴射量，使得所計算出的汽缸內發熱量達到預先決定的值。
32.如權利要求31所述的內燃機的控制裝置，其中，所述內燃機，除了主燃料噴射之外，還在主燃料噴射之前或之后，或者前后都進行向內燃機燃燒室噴射燃料的多點燃料噴射；所述補正裝置對多點燃料噴射中的至少一個的燃料噴射，進行基于所述d(PVγ)/dθ的值的燃料噴射時間或燃料噴射壓力的補正，和基于所述PV值的燃料噴射量的補正。
全文摘要
本發明提供一種內燃機的控制裝置。在柴油機(1)的各汽缸內設置用于檢測燃料室內壓力的汽缸內壓力傳感器(29a～29d)。內燃機的電子控制單元(ECU) (20)，從根據汽缸內壓力傳感器輸出所算出的表示內燃機的燃燒狀態的多個燃燒參數中，根據內燃機的燃料噴射閥(10a～10d)的燃料噴射模式和由EGR閥(35)所供應的EGR氣體量所決定的燃燒模式，選擇最佳的燃燒參數，反饋控制燃料噴射量和燃料噴射模式，使得該燃燒參數的值與根據內燃機運轉狀態所決定的目標值一致。由此，無論為何種燃料噴射模式和燃燒模式，都可以將內燃機燃燒狀態控制在最佳狀態。
文檔編號F02D35/02GK1682025SQ0382139
公開日2005年10月12日 申請日期2003年9月8日 優先權日2002年9月9日
發明者小林暢樹, 佐左木靜夫, 青山太郎, 吉崎康二, 村田宏樹, 橋本佳宜, 稻垣和久, 中北清己, 仲原彰冶, 堀田義博 申請人:豐田自動車株式會社