CN1682025A - 内燃机的控制装置 - Google Patents

Abstract

本发明提供一种内燃机的控制装置。在柴油机(1)的各汽缸内设置用于检测燃料室内压力的汽缸内压力传感器(29a～29d)。内燃机的电子控制单元(ECU) (20)，从根据汽缸内压力传感器输出所算出的表示内燃机的燃烧状态的多个燃烧参数中，根据内燃机的燃料喷射阀(10a～10d)的燃料喷射模式和由EGR阀(35)所供应的EGR气体量所决定的燃烧模式，选择最佳的燃烧参数，反馈控制燃料喷射量和燃料喷射模式，使得该燃烧参数的值与根据内燃机运转状态所决定的目标值一致。由此，无论为何种燃料喷射模式和燃烧模式，都可以将内燃机燃烧状态控制在最佳状态。

Description

内燃机的控制装置

技术领域

本发明涉及一种内燃机的控制装置，详细地说，涉及一种使柴油机的燃烧最佳化的控制装置。

背景技术

由于近年来对强化限制废气和降低噪音的要求，在柴油机方面，燃烧室内的燃烧最佳化的要求也逐渐提高起来。为了实现燃烧的最佳化，在柴油机中，必须正确控制燃料喷射量、燃料喷射时间、喷射期间等。

但是，在柴油机中，一般不进行吸入空气量的调整而根据燃料喷射量来控制内燃机负荷。因此，在柴油机中，在大大高于理论空燃比的稀空燃比区域内进行燃烧，并且空燃比根据负荷发生变化。因此，在现有的柴油机中，并不是像汽油机那样严密控制空燃比，也不像汽油机那样对燃料喷射量、燃料喷射时间等燃料喷射参数也进行精密的控制。此外，以往，在柴油机中，虽然是根据内燃机运转条件(转速、加速踏板开度等)来决定燃料喷射量、喷射时间、喷射压力等燃料喷射特性值的目标值，根据该目标值对燃料喷射阀进行开环控制，但是，在开环控制中，但是在开环控制中，无法防止实际的燃料喷射量相对于目标喷射量产生误差值，所以难以在将燃烧状态作为目标的状态下进行正确控制。

另外，为了改善废气特性和降低噪音，在各汽缸的一冲程循环中，在主燃料喷射的前后进行多次的燃料喷射，将燃烧状态调整为最佳的多点燃料喷射是有效的。但是，为了进行多点燃料喷射，必须精密控制多次燃料喷射的各自的燃料喷射量和喷射时间。

此外，为了改善燃烧状态，在最近的柴油机中所采用的共轨式高压燃料喷射装置中，由于燃料喷射时间短，并且在喷射过程中燃料喷射压力发生变化，所以存在燃料喷射量易产生误差值的问题。因此，在共轨式高压燃料喷射装置中，虽然采用很小地设定燃料喷射阀的公差值而提高燃料喷射精度等对策，但是实际上由于燃料喷射阀各部的磨损等而使燃料喷射特性随着使用时间发生变化，所以进行开环控制时，通常难以使燃料喷射特性值与目标值一致。

这样，由于在柴油机中燃料喷射量等容易产生误差值，所以即使可以设定得到最佳燃烧状态的目标值，实际上也难以使其燃料喷射量与目标值一致。

另一方面，为了降低内燃机的燃烧温度而减少NO_x等有害排出物，公知的技术是将一部分内燃机废气作为EGR(废气再循环)气体使其回流到内燃机燃烧室中。此外，通常在进行稀空燃比运转的柴油机中，通过将较多量的EGR气体供应给燃烧室，可以减少废气中的有害排出物。

但是，EGR气体对燃烧影响很大，尤其是在柴油机中，EGR气体量对燃料喷射开始后直至所喷射的燃料开始燃烧的着火延迟时间影响很大。因此，过多地向燃烧室供应EGR气体时，则内燃机的燃烧状态恶化，导致内燃机性能的下降和废气特性的恶化。

另一方面，EGR气体量少时，抑制有害排出物的效果降低。因此，必须根据内燃机的运转状态适量控制EGR气体量。

但是，以往，通常不进行对EGR气体量的精密控制，尤其是在柴油机中，将用于控制EGR气体流量的EGR阀的开度开环控制为由内燃机转速和加速踏板开度(加速踏板的踏入量)所决定的值。

但是，由于近年来对强化限制废气和降低噪音的要求，导致对EGR气体流量也必须精密控制为最佳值。当这样进行精密的EGR控制时，在现有的基于内燃机转速和加速踏板开度的开环控制中无法得到足够的精度。此外，例如，在汽油发动机中，虽然可以在内燃机排气通路上配置空燃比传感器，根据由空燃比传感器所检测出的排气空燃比来控制EGR气体量，但是由于像柴油机等那样有时在排气空燃比极其稀薄的状态下进行运转的内燃机中，空燃比传感器的检测精度降低，所以存在根据空燃比传感器所检测出的排气空燃比控制EGR气体量时误差值变大的问题。

在EGR气体量的控制中，检测出实际的燃烧状态为何种形式，并且使实际的燃烧状态与作为目标的燃烧状态一致地对EGR气体量进行反馈控制是有效的。

即，相对于以往的对燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR气体量等进行基于内燃机转速和加速踏板开度的开环控制，为了改善废气的特性和降低噪音，必须根据实际的燃烧状态对燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR气体量等进行正确的反馈控制。

这样，作为根据实际的内燃机燃烧状态控制燃料喷射和EGR的装置，例如有特开2000-54889号公报所记载的装置。

虽然特开2000-54889号公报中的装置，不是关于柴油机而是关于汽油发动机的装置，但是作为表示内燃机的燃烧状态的燃烧参数利用燃烧室内的放热率，控制EGR气体流量和燃料喷射时间、燃料喷射量、点火时间等，使得放热率形成规定的模型。

即，特开2000-54889号公报中的装置，在汽缸上配置用于检测内燃机燃烧室内压力的汽缸内压力传感器，根据所检测出的实际的燃烧室内压力(燃烧压)和曲柄转角算出各曲柄转角上的放热率，反馈控制EGR气体量、点火时间、燃料喷射时间等，使得相对于放热率的曲柄转角的变化模型，与根据运转条件所预设的理想的变化模型一致，从而得到最佳的燃烧。

在上述特开2000-54889号公报中的装置中，作为关于燃烧的参数选定放热率，算出实际的运转状态中的放热率模型，反馈控制点火时间、燃料喷射量等，使得该放热率形成规定的模型。虽然特开2000-54889号公报的装置涉及汽油机，但是例如在柴油机中同样可以考虑通过设置汽缸内压力传感器，根据汽缸内压力传感器的输出算出放热率的模型，反馈控制燃料喷射时间、燃料喷射量，使得该放热率的峰值位置和模型达到规定的峰值位置和放热率模型。

但是，在特开2000-54889号公报的装置中，作为表示内燃机的燃烧状态的参数，仅利用燃烧室中的放热率进行燃烧状态的反馈控制。在特开2000-54889号公报的装置中，使用了汽油机，在汽油机中，进行预混合气体的火花点火，点火、燃烧等燃烧参数也变化不大。因此，作为表示燃烧状态的参数，即使只利用放热率的峰值位置和模型，也不会产生大的误差值。

但是，在柴油机中，例如，有时不仅进行主燃料喷射，还进行包括在主燃料喷射之前所进行的预喷射和在主燃料喷射之后所进行的残喷射等的多点燃料喷射，有时仅使喷射形式(喷射模式)也大不相同。另外，在柴油机中，燃烧模型(燃烧模式)根据EGR气体量发生变化。

因此，由于燃烧室内的压力变化也根据喷射模式和燃烧模式而大不相同，所以仅通过放热率的峰值位置和模型来进行燃烧状态的反馈控制未必合适。

例如，在柴油机的汽缸内燃料喷射阀上，喷射量和喷射时间等的燃料喷射特性随着使用时间逐渐发生变化而产生燃料喷射特性的偏差，这样的偏差难以根据上述的放热率峰值位置和模型准确修正。

此外，虽然当进行预喷射和主燃料喷射、或残喷射等多点燃料喷射时，为了使燃烧状态最佳，必须将各自的喷射的燃料喷射量和喷射时间控制为最佳，但是难以仅根据放热率峰值位置和模型，反馈控制多个燃料喷射的燃料喷射特性。

另一方面，作为利用放热率以外的参数检测出燃烧状态，根据燃烧状态反馈控制多点燃料喷射的燃料喷射特性的内燃机的燃料控制装置的例子，有特开2001-123871号公报所记载的装置。

特开2001-123871号公报中的装置，测量内燃机的燃烧噪音，根据所测出的燃烧噪音判断预喷射量过多还是过少，据此补正预喷射量。此外，作为燃烧噪音，利用通过用于检测燃烧室内压力的汽缸内压力传感器所检测出的汽缸内压力的微分值或2阶微分值，从而可以消除机械振动的影响而提高燃烧噪音的检测精度。

即，特开2001-123871号公报中的装置，根据实际上所测量出的燃烧噪音反馈控制预喷射量，从而通常将燃烧噪音抑制在目标强度以下。

如上所述，在特开2001-123871号公报中的装置中，由于根据实际所测量的燃烧噪音反馈控制预喷射量，所以通常可以将燃烧噪音抑制在目标水平以下。但是，在上述特开2001-123871号公报的装置中，虽然将燃烧噪音抑制在目标值以下，但是通常未必会得到良好的燃烧状态，相反，有时会导致排气特性的恶化。

即，虽然为了得到良好的排气特性，不仅需要适当控制预喷射的喷射量，还必须适当控制喷射时间，但是在特开2001-123871号公报的装置中，根据燃烧噪音仅控制预喷射的喷射量，对于喷射时间并未进行基于实际的燃烧状态的控制。因此，在特开2001-123871号公报的装置中，存在即使燃烧噪音降低，通常排气特性也未必会提高的问题。

另外，特开2001-123871号公报的装置，由于仅将预喷射、且只进行一次预喷射的运转作为对象，所以存在，对于有时进行多次的预喷射和在主燃料喷射之后进行残喷射的多点燃料喷射，无法适当控制各燃料喷射的喷射量和喷射时间的问题。

发明内容

鉴于上述问题，本发明的目的在于提供一种内燃机的控制装置，其在柴油机中，也可以通过根据喷射模式和燃烧模式使用最佳的燃烧参数而进行对燃料喷射量、喷射时间、EGR气体量的反馈控制，将柴油机的燃烧状态控制为最佳。

为达成上述目的，根据本发明所提供的内燃机的控制装置，在内燃机燃烧室内具有用于喷射燃料的燃料喷射阀、作为EGR气体使一部分内燃机排气回流到内燃机燃烧室内的EGR装置以及用于检测内燃机燃烧室内的压力的汽缸内压力传感器，其中，包括：燃烧参数计算装置，根据通过所述汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力和利用内燃机曲柄转角预设的关系，计算出含有汽缸内发热量、燃烧开始时间和燃烧期间中的至少其一的表示内燃机燃烧状态的燃烧参数；和补正装置，补正燃料喷射量、燃料喷射时间和EGR气体量的任意一个以上，使得所计算出的燃烧参数达到根据内燃机运转状态所预设的目标值；作为所述燃烧参数，从根据燃烧室内压力和内燃机曲柄角度所计算出、表示所述内燃机燃烧状态的多种燃烧参数中，利用根据内燃机的燃料喷射模式或燃烧模式所选择的燃烧参数进行通过所述补正装置的补正。

即，在本发明中，虽然根据由汽缸内压力传感器所检测出的实际的燃烧室内压力和曲柄转角算出表示内燃机的燃烧状态的燃烧参数，但是，作为该燃烧参数，例如不仅是只利用放热率控制所有的情况，还从根据燃烧室内压力和曲柄转角所算出的多种燃烧参数中，根据由燃料喷射的次数等燃料喷射模式和EGR量等所决定的燃烧模式，选择最佳的燃烧参数，即，在其燃料喷射模式和燃烧模式中，误差值最小的参数，用于反馈控制。这样，从多种燃烧参数中，根据燃料喷射模式和燃烧模式选择误差值最小的燃烧参数来进行反馈控制，从而可以将柴油机的燃烧控制为最佳。

另外，在本说明书中，将根据燃烧室内压力所算出的、表示燃烧室内的燃烧状态的参数称作燃烧参数。

作为可在本发明中使用的燃烧参数，例如有以下参数。

开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值Pmax(参见图2)和燃烧室内压力最大时的曲柄转角。

当产生燃烧室内压力的相对于曲柄转角的变化率的最大值(dP/dθ)max(参见图4)时的曲柄转角。

当产生燃烧室内压力的2阶微分值的最大值(d2P/dθ2)max时的曲柄转角。

燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的最大值PVmax和产生PVmax时的曲柄转角。

燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的最大值PVmax，与在产生PVmax时的曲柄转角(θpvmax)处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积PVmaxbase的差值为ΔPVmax(＝PVmax-PVmaxbase)(参见图7)。

当产生汽缸内放热率的最大值(dQ/dθ)max时的曲柄转角。

汽缸内总发热量∑dQ。

开始燃烧后的汽缸内压力的最大值Pmax与从达到压缩上止点后到燃烧室内开始燃烧之间的汽缸内最小压力Pmin(参见图8)的差值，Pmax-Pmin。

开始燃烧后的汽缸内压力的最大值Pmax，与在所述汽缸内压力最大时的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所产生的燃烧室内压力Pmaxbase(参见图9)的差值，Pmax-Pmaxbase。

从这些燃烧参数中根据喷射模式、燃烧模式利用合适的参数控制燃料喷射量、喷射时间、EGR气体量等，从而可以将内燃机的燃烧状态控制为最佳。

此外，尤其是在EGR的控制上，作为燃烧参数，利用从燃料喷射开始时到产生所述的燃烧室内压力与燃烧室实际容积的乘积的最大值PVmax的曲柄转角的时间Δt时，可以进行高精度的EGR控制。

同样，在EGR控制上，作为燃烧参数，利用燃料喷射开始后，到根据由燃烧室内压力P、由曲柄转角θ所决定的燃烧室容积V和燃烧气体的比热比k所算出的PV^k值而计算出的PV^k值取最小值PV^kmin的时间Δtd，或利用开始由燃料喷射阀喷射燃料后，从PV^k值取最小值PV^kmin到取最大值PV^kmax的时间Δtc，也可以进行高精度的EGR控制。

另外，当进行多点燃料喷射时，还可以将利用燃烧室内压力P、由曲柄转角θ所决定的燃烧室容积V和预设的常数γ，利用作为V的γ次方与P的乘积所表示的参数PV^γ的相对于曲柄转角θ的变化率d(PV^γ)/dθ所算出的燃烧室内的包括燃烧开始时间和终止时间的燃烧时间，用作燃烧参数，补正各燃料喷射的喷射时间和喷射量(燃料喷射压力)，使得这些燃料参数与目标值一致。

附图说明

图1是表示将本发明的燃料喷射装置用于汽车用柴油机时的实施方式的概略结构的图。

图2是用于说明燃烧参数Pmax的图。

图3是用于说明根据燃烧参数(dP/dθ)max的喷射模式的区别使用的图。

图4是用于说明燃烧参数(dP/dθ)max的图。

图5是用于说明根据燃烧参数(d2P/dθ2)max的喷射模式的区别使用的图。

图6是用于说明根据燃烧参数(dQ/dθ)max的喷射模式的区别使用的图。

图7是用于说明燃烧参数ΔPVmax的图。

图8是用于说明燃烧参数(Pmax-Pmin)的图。

图9是用于说明燃烧参数(Pmax-Pmaxbase)的图。

图10是用于说明燃烧参数(PVmain-PVmainbase)的图。

图11是用于说明燃烧参数(Pmtdc-Pmin)的图。

图12是用于说明本发明的燃料喷射补正操作的一实施方式的流程图。

图13是表示汽缸内压力传感器的校准原理的图。

图14是用于说明燃烧参数(ΔPVmax-ΔPVafter)的图。

图15是用于说明燃烧参数(Pmain-Pmainbase)的图。

图16是用于说明燃烧模式切换时的燃料喷射控制操作的流程图。

图17是用于说明在本实施方式中所使用的燃烧参数的定义的图。

图18是用于说明本实施方式中的燃料喷射等基本控制的流程图。

图19是用于说明本实施方式中的利用燃烧参数的燃料喷射等的控制操作的流程图。

图20是用于说明利用燃烧参数的EGR率控制的另一实施方式的流程图。

图21是用于说明从通常的燃烧模式向低温燃烧模式的切换控制的定时图。

图22是用于说明从低温燃烧模式返回到通常的燃烧模式时的切换控制的定时图。

图23是用于说明构成多点燃料喷射的各燃料喷射的图。

图24(A)是用于说明本实施方式中的燃烧期间的检测原理的图。

图24(B)是用于说明发热量的检测原理的图。

图25是用于说明各燃料喷射中的燃烧时间和发热量的计算操作的流程图。

图26是用于说明本实施方式的燃料喷射补正操作的顺序的流程图。

具体实施方式

下面，参照附图对本发明的实施方式进行说明。

图1是表示将本发明的燃料喷射装置应用于汽车用柴油机时的实施方式的概略结构的图。

在图1中，1表示内燃机(在本实施方式中，使用具有从#1到#4四个汽缸的四汽缸四循环柴油机)，10a～10d表示直接向从内燃机1的#1到#4的各汽缸燃烧室喷射燃料的燃料喷射阀。燃料喷射阀10a～10d，分别通过燃料通路(高压燃料配管)连接在共用的蓄压器(共用轨道)3上。共用轨道3具有贮存由高压燃料喷射泵5所供应的加压燃料，并通过高压燃料配管将所贮存的高压燃料分配给各燃料喷射阀10a～10d的功能。

在本实施方式中，设有用于使一部分内燃机的废气回流到各汽缸燃烧室的EGR装置。EGR装置，包括：用于连接内燃机的排气通路和内燃机的吸气通路或各汽缸的吸气口的EGR通路33；和配置在该EGR通路上，具有作为控制从排气通路向吸气通路回流的废气(EGR气体)流量的流量控制阀的功能的EGR阀35。EGR阀35，具有步进电动机等适当形式的执行机构35a，根据来自后述的ECU20的控制信号控制EGR阀开度。

图1中20所表示的是进行内燃机的控制的电子控制单元(ECU)。ECU20是作为通过双向总线连接只读存储器(ROM)、随机存储器(RAM)、中央处理器(CPU)以及输入输出端口的公知结构的微型电子计算机而构成的。ECU20，在本实施方式中，除了控制燃料泵5的喷出量，将共用轨道3压力控制为根据内燃机运转条件所决定的目标值的燃料压力控制以外，还根据内燃机运转状态设定燃料喷射的喷射时间及喷射量、EGR气体量，并且进行对燃料喷射量、喷射时间、EGR气体量等进行反馈控制的内燃机的基本控制，使得根据后述汽缸内气体压力传感器所计算出的燃烧参数的值，与根据内燃机运转状态所决定的目标值一致。

为了进行这些控制，在本实施方式中，除了在共用轨道3上设置用于检测共用轨道内燃料压力的燃料压力传感器27以外，还在内燃机1的加速踏板(未图示)附近设置用于检测加速踏板开度(驾驶员的加速踏板的踏入量)的加速踏板开度传感器21。此外，图1中的23所表示的是用于检测内燃机1的凸轮轴的旋转相位的凸轮角传感器，25所表示的是用于检测曲轴的旋转相位的曲柄转角传感器。凸轮角传感器23配置在内燃机的凸轮轴附近，换算为曲柄转角并每隔720度输出基准脉冲。此外，曲柄转角传感器25，配置在内燃机的曲轴附近，每隔规定的曲柄转角(例如每15度)，产生曲柄转角脉冲。

ECU20，根据由曲柄转角传感器25输入的曲柄转角脉冲信号的频率计算出内燃机转速，根据由加速踏板开度传感器21输入的加速踏板开度信号和内燃机转速，计算出燃料喷射阀10a～10d的燃料喷射时间和燃料喷射量、EGR阀35开度(EGR气体量)。

此外，图1中的29a～29d所表示的是，配置在各汽缸10a～10d上的用于检测汽缸燃烧室内的压力的公知形式的汽缸内压力传感器。通过汽缸内压力传感器29a～29d所检测出的各燃烧室内压力，经过AD转换器30供应给ECU20。

在本实施方式中，通过ECU20将共用轨道3的燃料压力控制为适应内燃机运转状态的压力，例如从10Mpa到150Mpa左右的高压，在很广的范围内变化。此外，在柴油机中，一般在主燃料喷射之前进行一次或多次向汽缸内喷射较少量的燃料的预喷射。由于通过预喷射向汽缸内喷射的燃料，在主燃料喷射之前燃烧而使汽缸内的温度压力上升到适于主燃料喷射的燃烧的状态，所以可以通过进行预喷射来降低燃烧噪音。

此外，在像本实施方式这样进行高压燃料喷射的柴油机中，有时在主燃料喷射之后进行一次或多次残喷射和后喷射。残喷射是，当主燃料喷射的燃料喷射量增多，一次喷射时燃烧状态恶化时，为了使汽缸内的燃料压力变化最佳化而进行的，后喷射是例如为提高排气温度所进行的。

在柴油机中，由于不必像现有的汽油机那样准确控制空燃比，所以燃料喷射量的控制也不要求较高的精度。但是，在上述高压的燃料喷射中，除了主燃料喷射以外，还要求预喷射、残喷射等多点燃料喷射。(在本说明书中，将除主燃料喷射以外所进行的预喷射、残喷射、后喷射等总称为多点燃料喷射。)

另外，后面对多点燃料喷射进行详细说明。

因此，必须在柴油机中高精度地进行燃料喷射。但是，现有的燃料喷射控制，基本上是从根据内燃机运转条件(转速、加速踏板开度)所预设的图像设定燃料喷射量、燃料喷射时间的开环控制，实际上随着燃料喷射压力的高压化的燃料喷射时间的缩短，和共轨式燃料喷射中的燃料喷射中的共用轨道压力(燃烧喷射压力)变动和伴随使用的燃料喷射阀的燃料喷射特性的变化等，是燃料喷射量产生误差值的主要原因，难以通过对燃料喷射量、喷射时间等进行开环控制来准确控制。

因此，在本实施方式中利用表示内燃机的燃烧状态的参数，通过对燃料喷射量、喷射时间等进行反馈控制，使该参数成为根据内燃机运转状态所设定的最佳值(目标值)，从而将内燃机的燃烧状态维持在最佳状态。

在本实施方式中，作为表示燃烧状态的参数，使用根据汽缸内压力传感器29a～29d所检测除的燃烧室内压力和曲柄转角所计算出的参数，将根据这些燃烧室内压力和曲柄转角所计算出的表示燃烧室内的燃烧的参数称作燃烧参数。

并且，根据燃烧室内压力所算出的表示燃烧状态的参数，即，燃烧参数也存在无数，理论上这些中的任意一个都可以用于燃料喷射量、喷射时间等的反馈控制。但是，实际上判明根据内燃机的燃料喷射模式(只有主燃料喷射，或主燃料喷射和多点燃料喷射的组合)、燃烧模式(EGR量的大小等)，反馈控制的精度根据所利用的燃烧参数发生大变化。

因此，在本实施方式中，预先设定多种表示与燃烧状态的良好的密切联系的燃烧参数，根据内燃机1的燃料喷射模式或燃烧模式从中选择、使用控制误差值最小的参数。

不是与燃料喷射模式和燃烧模式无关，使用同一燃烧参数，而使如上所述根据燃料喷射模式和燃烧模式从多种燃烧参数中选择并使用最佳的燃烧参数，从而在本实施方式中，尽管燃料喷射模式和燃烧模式不同，通常也可以维持柴油机的最佳燃烧状态。

以下表示在本实施方式中所使用的燃烧参数的代表例。在本实施方式中，根据燃料喷射模式和燃烧模式从以下的燃烧参数中选择最佳的参数，作为燃烧参数使用。

(1)开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值Pmax，和产生该最大值的曲柄转角θpmax(图2)

(2)产生燃烧室内压力的相对于曲柄转角的变化率的局部性的最大值(极大值)(dP/dθ)max时的曲柄转角

(3)产生燃烧室内压力的2阶微分值的局部性的最大值(极大值)(d2P/dθ2)max时的曲柄转角

(4)燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的最大值PVmax和产生该最大值时的曲柄转角θpvmax

(5)上述PVmax，与在产生PVmax时的曲柄转角θpvmax处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积PVmaxbsae的差值ΔPVmax(＝PVmax-PVmaxbase)(参见图7)

(6)当产生汽缸内放热率的最大值(dQ/dθ)max时的曲柄转角

(7)汽缸内总发热量∑dQ

(8)开始燃烧后的汽缸内压力的最大值Pmax与压缩上止点后到燃烧室内开始燃烧之间的燃烧室内最小压力Pmin的差值，Pmax-Pmin

(9)开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值Pmax，与在产生Pmax的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所产生的燃烧室内压力(电动回转压力)Pmaxbase的差值，Pmax-Pmaxbase

(10)通过主燃料喷射所喷射的燃料着火时的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积PVmain，与在通过主燃料喷射多喷射的燃料着火的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积PVmainbase的差值(Pvmain-PVmainbase)(参见图10)

(11)上述的ΔPVmax，与由残喷射所喷射的燃料着火时的燃料室内压力和燃烧室内实际容积的乘积，和在由残喷射所喷射的燃料着火时的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所引起的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的差值ΔPVafter的差值(ΔPVmax-ΔPVafter)(参见图10，图14)

(12)压缩冲程上止点上的燃烧室内压力，与从达到压缩上止点后到在燃烧室内开始燃烧之间的燃烧室内最小压力Pmin的差值Ptdc-Pmin

下面，对各燃烧参数进行简单说明。

(1)Pmax，和产生Pmax的曲柄转角(θpmax)

开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值，通常出现在汽缸压缩冲程上止点后，根据由主燃料喷射所喷射的燃料的燃烧，作为汽缸内压力上升至最高时的汽缸内压力进行。

图2表示一般的柴油机的从吸气冲程到膨胀冲程过程中的汽缸内压力变化，纵轴表示压力，横轴表示曲柄转角。

在图2中，TDC表示压缩冲程上的上止点(以下，简称为上止点)。在柴油机中，由于通常由上止点附近喷射燃料，活塞通过上止点之后开始燃烧，所以，通过上止点之后汽缸内压力大大提高。Pmax，如图2所示，是开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值，θpmax是产生Pmax时的曲柄转角。

通过监测汽缸内压力传感器29a～29d的输出，容易求出Pmax、θpmax。

在本实施方式中，Pmax用于主燃料喷射的喷射量补正，θpmax用于主燃料喷射的喷射时间补正。

即，在本实施方式中，预先通过实验求出改变内燃机运转状态，即，内燃机转速和加速踏板开度而运转内燃机时的最佳燃烧状态中的Pmax和θpmax的值(目标值)，分别以利用内燃机转速和加速踏板开度作为参数的二维图像的形式，预先存储在ECU20的ROM上。

内燃机运转过程中，ECU20根据汽缸内压力传感器29a～29d的输出求出各汽缸的Pmax和θpmax，根据这时的内燃机转速和加速踏板开度利用上述图像读出Pmax和θpmax的目标值。并且，对主燃料喷射的燃料喷射量进行增减补正，使得Pmax与其目标值一致，同时，补正主燃料喷射的燃料喷射时间，使得θpmax与其目标值一致。

由此，可以使主燃料喷射的喷射量和喷射时间最佳化，将内燃机的燃烧维持在最佳的状态。

(2)产生(dP/dθ)max时的曲柄转角

作为燃烧参数利用产生(dP/dθ)max时的曲柄转角，补正燃料喷射时间，使得产生(dP/dθ)max时的曲柄转角成为目标值。

燃烧室内所喷射的燃料燃烧时，燃烧室内的压力上升。因此，燃烧室内压力变化率(dP/dθ)的值，每进行主燃料喷射、多点燃料喷射等燃料喷射时增大，产生与各喷射对应的数(dP/dθ)的峰值。因此，作为燃烧参数，使用产生各峰值上的燃烧室内压力变化率(dP/dθ)的最大值(极大值)(dP/dθ)max的曲柄转角，从而可以根据各燃料喷射模式补正各燃料喷射的喷射时间。

例如，当进行主燃料喷射和多点燃料喷射时，相对于一冲程循环，进行多次燃料喷射。这时，虽然对于燃烧压力本身，也会产生与由各燃料喷射所喷射的燃料的燃烧对应的极大值，但是由于燃烧室内的压力上升因各喷射而相互影响，所以难以分离检测各个喷射的极大值(Pmax)。

相对于此，压力变化率(dP/dθ)相对于各燃料喷射出现明显的峰值。因此，作为燃烧参数使用产生(dP/dθ)max的曲柄转角，从而当进行多点燃料喷射时也可以进行各喷射的喷射时间的准确补正。

图3、图4是用于说明适应喷射模式的(dP/dθ)max的区别使用的图。例如，在一冲程循环中进行主燃料喷射、预喷射和残喷射的内燃机中，对应于各喷射也产生三个压力变化率的峰值(dP/dθ)max。图3中的(dP/dθ)max、(dP/dθ)NO.2max、(dP/dθ)NO.3max，表示压缩冲程开始后(由压缩冲程后期到膨胀冲程)所产生的压力变化率的峰值中，第一个的峰值，第二个峰值，第三个峰值(参见图4)。

图3的第1列表示燃料喷射模式。在本实施方式中，由于在主燃料喷射中可以分别组合各一次的预喷射和/或残喷射的多点燃料喷射，所以可以考虑的燃料喷射的数量为：只有主燃料喷射、预喷射+主燃料喷射、主燃料喷射+残喷射、预喷射+主燃料喷射+残喷射这四种。

例如，当如图3所示仅实施主燃料喷射时，可以利用产生(dP/dθ)max的曲柄转角补正主燃料喷射的喷射时间。

此外，当喷射模式为预喷射+主燃料喷射时，分别利用产生(dP/dθ)max的曲柄转角补正引导燃料喷射的喷射时间，或利用产生(dP/dθ)NO.2max的曲柄转角补正主燃料喷射的喷射时间。

此外，例如当喷射模式为预喷射+主燃料喷射+残喷射时，分别利用产生(dP/dθ)max、(dP/dθ)NO.2max、(dP/dθ)NO.3max的曲柄转角，补正引导燃料喷射、主燃料喷射、残喷射的喷射时间。

(3)产生燃烧室内压力的2阶微分值的最大值(d2P/dθ2)max时的曲柄转角

与上述的压力变化率的极大值相同，燃烧室内压力的2阶微分值的最大值(d2P/dθ2)max也存在于各个喷射中。因此，反馈控制各喷射的燃料喷射量和喷射时间，使得产生(d2P/dθ2)max的曲柄转角成为根据内燃机运转状态所预设的最佳值，从而可以将内燃机燃烧状态维持在最佳的状态。

图5是与图3相同的用于说明适应喷射模式的(d2P/dθ2)max的区别使用的图。如图5所示，(d2P/dθ2)max，可以与(dP/dθ)max完全相同地区别使用。此外，例如，尤其是当使燃料喷射时间变化时的(dP/dθ)max的曲柄转角变化迟钝时，具有取代(dP/dθ)max而利用(d2P/dθ2)max进行喷射时间补正的效果。

(4)燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的最大值PVmax，与产生该最大值时的曲柄转角θpvmax

PVmax与后述的汽缸内发热量密切相关，尤其是当燃料喷射模式为只有主燃料喷射时，可以进行高精度的控制。此外，由于作为曲柄转角的函数预先计算出燃烧室内实际容积V，可以预先存储起来，所以与利用汽缸内发热量的情形相比，可以减轻ECU20的计算负荷。

在本实施方式中，当仅进行主燃料喷射时，分别反馈控制主燃料喷射量，使得PVmax的值成为根据内燃机运转状态所决定的最佳值；或反馈控制主燃料喷射时间，使得产生PVmax的曲柄转角θpvmax成为根据内燃机运转状态所决定的最佳值。

(5)上述PVmax，与在产生PVmax时的曲柄转角θpvmax处，假定未发生燃烧时的仅由压缩产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积PVmaxbsae的差值ΔPVmax(＝PVmax-PVmaxbase)(参见图7)

图7是与图2相同的用于说明ΔPVmax＝PVmax-PVmaxbase的图。图7中的实线表示只有主燃料喷射时的PV值的变化。燃烧室内压力P和燃烧室内实际容积V的乘积PV，如图7所示产生燃烧时，由于压力上升而增大，到达上止点TDC后达到最大值PVmax。

另一方面，图7中的虚线表示假定未发生燃烧时的PV值的变化，即，利用仅由压缩产生的燃烧室内压力(电动回转压力)计算的PV值(PVbase)。作为产生PVmax的曲柄转角处的PVbase的值，算出PVmaxbase。

ΔPVmax，不仅可以在燃料喷射模式只有主燃料喷射时，还可以在存在预喷射和残喷射时等所有的燃料喷射模式中，用于补正总计燃料喷射量(总喷射量)。在本实施方式中，对各燃料喷射时间进行补正，使得产生(dP/dθ)max或(d2P/dθ2)max的曲柄转角与目标值一致。

(6)当产生汽缸内放热率的最大值(dQ/dθ)max时的曲柄转角

利用由汽缸内压力传感器29a～29d所检测出的汽缸内压力P和实际汽缸内容积V，以下式表示汽缸内放热率。

(dQ/dθ)＝(k·P·(dV/dθ)+V(dP/dθ))/(k-1)

其中，P、V是θ的函数，k表示混合气体的比热比。

汽缸内放热率(dQ/dθ)的值，每当由主燃料喷射、多点燃料喷射等所喷射的燃料燃烧时则增大，与上述的(dP/dθ)的情形相同地，产生与各喷射对应的数量的峰值。因此，作为燃烧参数使用产生各峰值(dQ/dθ)max的曲柄转角，从而可以根据各燃料喷射模式补正各燃料喷射时间。

ECU2θ，利用由曲柄转角传感器25所检测出的曲柄转角和该转角处的实际容积，以及由汽缸内压力传感器29a～29d所检测出的各汽缸的汽缸内压力，每隔一定曲柄转角进行微分运算，近似地求出各个曲柄转角上的(dQ/dθ)值，求出产生作为所计算出的(dQ/dθ)值的极大值的(dQ/dθ)max时的曲柄转角。

如上所述，与(dP/dθ)max相同地，存在与一冲程循环时的燃料喷射的次数相同的(dQ/dθ)max。

图6表示适应燃料喷射模式的(dQ/dθ)max的区别使用。在图6中，(dQ/dθ)max、(dQ/dθ)NO.2max、(dQ/dθ)NO.3max分别表示(dQ/dθ)的第一次、第二次、第三次极大值。图6中的(dQ/dθ)max的区别使用，由于与图3中的(dP/dθ)max的情形完全相同，所以在此省略详细说明。

(7)汽缸内总发热量∑dQ

汽缸内总发热量∑dQ，是通过在一冲程循环上对上述的(dP/dθ)的值进行积分运算所求出的。由于∑dQ相当于供应给燃烧室内的总燃料量，所以例如不仅可以在主燃料喷射中，还可以在含有预喷射和残喷射的燃料喷射模式中用于总燃料喷射量的补正。另外，喷射时间另行通过上述的任意方法进行补正。

(8)开始燃烧后的汽缸内压力的最大值Pmax，与压缩上止点后到燃烧室内开始燃烧为止的期间内燃烧室内最小压力Pmin的差值，Pmax-Pmin

图8是与图2相同的表示Pmax与Pmin的图。这时，反馈控制主燃料喷射，使得Pmax-Pmin的值达到目标值，控制主燃料喷射时间，使得产生Pmax的曲柄转角θpmax达到目标值。Pmax-Pmin，适用于燃料喷射模式为只有主燃料喷射时。

(9)开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值Pmax，与在产生Pmax的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩产生的燃烧室内压力(电动回转压力)Pmaxbase的差值，Pmax-Pmaxbase

图9是与图2相同的表示Pmax和Pmaxbase的图。如图9所示Pmaxbase是，产生Pmax的曲柄转角θpmax处的、假定未发生燃烧时的燃烧室内压力的变化，即，仅由压缩产生的燃烧室内压力(电动回转压力)。虽然Pmaxbase可以通过计算得出，但是如图9所示，由于电动回转压力相对于压缩上止点左右对称，所以在本实施方式中，将相对于压缩上止点TDC与θpmax对称的压缩冲程曲柄转角θpmax′处的通过汽缸内压力传感器所检测出的压力，作为Pmaxbase使用。

Pmax-Pmaxbase虽然与上述的Pmax-Pmin相同地，当燃料喷射模式只有主燃料喷射时，用于补正主燃料喷射的燃料喷射量，但是，如图9所示，尤其适于当在燃烧室内压力变化过程中达到上止点后未出现最小压力Pmin时的燃料喷射量补正。此外，在本实施方式中，还可以进行补正主燃料喷射的喷射时间，使得产生Pmax的曲柄转角θpmax与目标值一致。

(10)PVmain-PVmainbase

图10是用于说明燃烧参数PVmain-PVmainbase的图。在图10中，横轴表示曲柄转角，纵轴表示各曲柄转角处的燃烧室内压力P和燃烧室实际容积的乘积PV。

图10表示除了主燃料喷射之外还进行预喷射时的情形。

如图10所示，PV值分别在由预喷射所喷射的燃料着火时(图10中的点P)和由主燃料喷射所喷射的燃料着火时(图10中的M点)，急剧上升。

如图10所示，PVmain是当主燃料喷射的燃料着火时(M点)的PV值。此外，PVmainbase是主燃料喷射的燃料着火时(M点)的曲柄转角处的、仅通过压缩得到的燃烧室内压力(电动回转压力)Pmainbase和燃烧室实际容积V的乘积。

PVmain的值，作为PV值的2阶微分值成为正值的点，可以容易地检测出，根据这时的曲柄转角可以求出电动回转压力Pmainbase，从而利用该Pmainbase和燃烧室实际容积V计算出PVmainbase。

PVmain-PVmainbase尤其适于进行预喷射时的预喷射量的补正。

(11)ΔPVmax-ΔPVafter

图14是和图10相同的用于说明ΔPVmax-ΔPvafter的图。

图14表示除了主燃料喷射之外还进行预喷射和残喷射时的情形。因此，在图14中，PV值急剧增大的点有三处(图14中的P点、M点、A点各点)。此外，产生PV的最大值PVmax的曲柄转角，成为在主燃料喷射的燃料开始燃烧后进行残喷射的时间点。

如上所示，作为PV的最大值PVmax与产生PVmax的曲柄转角处的电动回转时的PV值PVmaxbase的差值，求出ΔPVmax。

此外，作为当有残喷射所喷射的燃料开始燃烧时，即在图14中，开始燃烧后第三个产生的PV值的激增开始点(A点)处的、由汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力和这时的燃烧室实际容积的乘积PVafter，与作为A点的曲柄转角处的电动回转时的PV值的PVafterbase的差值，求出ΔPVafter。

即，ΔPVmax＝PVmax-PVmaxbase

ΔPVafter＝PVafter-PVafterbase

燃烧参数ΔPVmax-ΔPVafter尤其适于进行残喷射时的残喷射量的补正。

(12)压缩冲程上止点处的燃烧室内压力Pmtdc，与压缩上止点后到在燃烧室内开始燃烧为止的期间的燃烧室内最小压力Pmin的差值Pmtdc-Pmin

图11是与图2相同的表示当维持燃料喷射量一定并调整EGR气体量而改变燃料空燃比时的燃烧室内压力变化的图。虽然当维持燃料喷射量一定时，尽管空燃比变化燃烧压力最大值Pmax却几乎不变，但是空燃比越低(EGR率越高)混合气体的着火时间越远离压缩上止点，压缩上止点处的燃烧室内压力与到达上止点后直至开始燃烧的期间的燃烧室内最小压力Pmin的差值，根据空燃比发生变化。

因此，作为燃烧参数，利用压缩冲程上止点处的由压缩所产生的燃烧室内压力Pmtdc与到达上止点后的最小压力Pmin的差值Pmtdc-Pmin，控制EGR量(例如，节气门阀开度)，使得该值与目标值一致，从而可以将燃烧空燃比控制为最佳。此外，在这种情况下，利用Pmax和产生Pmax的曲柄转角控制主燃料喷射量和主燃料喷射时间。

另外，Pmtdc必须是压缩冲程上止点处的未发生燃烧的状态下的压力，即，汽缸内的仅由压缩所产生的压力。因此，为了防止当由引导燃料喷射产生的燃烧等开始时产生误差值，作为Pmtdc利用通过以下算式所得出的计算值。

Pmtdc＝Pbdc·(ε)^k＝Pm·(ε)^k

其中，Pbdc是吸气冲程下止点处的燃烧室内压力，与吸气管压力(增压)Pm大致相等。此外，ε是汽缸的压缩比，k是混合气体的比热比，优选通过实验预先求出的数值。

如后述所示，利用Pmax和Pmtdc-Pmin两个燃烧参数的控制，当在通常燃烧和低温燃烧之间的燃烧模式切换时等过渡时，特别有效。

另外，除了上述的燃烧参数以外，还可以使用以下所示的燃烧参数。

(a)Pmax-Pmtdc

Pmax与Pmtdc(参见图11)虽然分别如上所述，但是Pmax-Pmtdc，可以用于当只进行主燃料喷射时的总燃料喷射量(主燃料喷射量)的补正。

(b)PVmain

关于PVmain，虽然通过图10对作为燃烧参数使用PVmain-PVmainbase的情形进行了说明，但是由于PVmain表示主燃料喷射的燃料着火之前的汽缸内的热量，所以通过补正预喷射量而使PVmain达到根据运转状态所预设的值，可以将预喷射量控制为适当的值。

(c)Pmain-Pmainbase

Pmain、Pmainbase分别是主燃料喷射的燃料着火时的燃烧室内压力和产生改Pmain时的曲柄转角处的电动回转压力(参见图15)。Pmain-Pmainbase与PVmain-PVmainbase相同地，也适于预喷射量的补正。

(d)∑dQmain

∑dQmain是，从压缩冲程开始时到由主燃料喷射所喷射的燃料着火时为止对上述的汽缸内放热率(dQ/dθ)的值进行积分运算的值(积分值)。由于∑dQmain相当于在主燃料喷射的燃料开始燃烧前供应给燃烧室内的总热量，所以，例如在含有预喷射的燃料喷射模式中，相当于预喷射的喷射量。因此，通过将∑dQmain作为燃烧参数使用，可以适当补正预喷射量。

(e)∑dQ-∑dQafter

∑dQ是上述的汽缸内总发热量，∑dQafter是从压缩冲程开始到残喷射的燃料着火时为止的汽缸内放热率(dQ/dθ)的积分运算值(积分值)。由于∑dQafter相当于到残喷射的燃料开始燃烧为止供应到燃烧室内的热量的总和，所以∑dQ-∑dQafter相当于仅由残喷射供应到燃烧室内的热量的总和，即，相当于残喷射的燃料喷射量。因此，通过将∑dQ-∑dQafter作为燃烧参数使用，可以适当补正残喷射的喷射量。

接着，利用图12的流程图对本实施方式的燃料喷射补正操作进行说明。

通过ECU20施行图12的操作。下面说明图12的各步骤的操作。

步骤1201：

步骤1201表示判断控制操作实行条件是否成立。在步骤1201中，根据内燃机的累计运转时间，或车辆的累计行驶距离，决定是否实行步骤1203以下的控制操作。

例如，当从内燃机开始工作的累计运转时间未达到规定值时(或车辆的行驶距离未达到规定值时)，由于内燃机各部分的初始摩擦力大，所以进行喷射量、喷射时间的补正时，可能会产生误差值。因此，只有当内燃机的累计运转时间达到规定时间以上时，才实行图12中的控制操作。

步骤1203：

在步骤1203中，进行汽缸内压力传感器29a～29d的校准。在此，进行汽缸内压力传感器的零点的偏差和增益的校准。

图13是用于说明汽缸内压力传感器的校准的图。

在图13中，横轴表示曲柄转角，纵轴表示汽缸内压力。此外，横轴的BDC表示吸气冲程的下止点，TDC表示压缩冲程的上止点。此外，CR是压缩冲程中的开始燃烧前的适宜的曲柄转角。

图13中的实线和虚线分别表示汽缸内压力传感器的实际的输出的变化和真实的汽缸内压力的变化。此外，PR1、PC1所表示的是，吸气冲程下止点BDC处的各汽缸内压力传感器的输出和真实的汽缸内压力，PR2、PC2所表示的是，曲柄转角CR处的汽缸内压力传感器的输出和真实的汽缸内压力。

在此，如果判别真实的汽缸内压力PC1和PC2，则可以通过ΔPR＝PC1-PC2而求出汽缸内压力传感器的偏差ΔPR，通过K＝PC2/(PR2+ΔPR)而求出增益的偏差K，并通过PC＝K·(PR+ΔPR)而求出汽缸内压力传感器的输出为PR时的真实的汽缸内压力PC。

在此，PC1是吸气冲程下止点处的汽缸内压力，大致等于吸气压力(增压)Pm。因此，偏差ΔPR为，ΔPR＝Pm-PR1。

此外，利用PC1＝Pm，通过PC2＝Pm·(εcr)^k计算出曲柄转角CR处的真实的汽缸内压力PC2。在此，εcr是曲柄转角CR处的压缩比，k是混合气体的比热比。即，增益偏差K的值是通过K＝Pm·ΔPR(εcr)^k/(PR2+ΔPR)而求出的。

在本实施方式中，ECU20在实行控制操作以前，根据吸气冲程下止点和曲柄转角CR处的各汽缸内压力传感器输出和内燃机增压Pm，求出上述的偏差ΔPR和增益K，通过以下的操作将各汽缸内压力传感器输出PR，换算为真实的汽缸内压力PC(PC＝K·(PR+ΔPR))进行使用。

步骤1205：

在步骤1205中，分别从曲柄转角传感器25和加速踏板开度传感器21读入内燃机转速Ne和加速踏板开度Accp。Ne和Accp用于设定后述的燃烧参数的目标值。另外，在本实施方式中，主燃料喷射和多点燃料喷射的燃料喷射和燃料喷射时间，是另外通过由ECU20所进行的未图示的燃料喷射控制操作，根据Ne和Accp计算出来的。

步骤1207：

在步骤1207中，根据现在的内燃机的燃料喷射模式(只有主燃料喷射，或主燃料喷射+多点燃料喷射等)，选择误差值最小的燃烧参数。

在本实施方式中，例如计算出根据燃料喷射模式从上述的11个燃烧参数中所选出的燃烧参数的值。例如，当现在的燃料喷射模式只有主燃料喷射时，作为燃烧参数选择Pmax、PVmax等，例如当现在的燃料喷射模式为预喷射+主燃料喷射+残喷射的多点燃料喷射时，选择PVmain-PVmainbase、ΔPVmax、ΔPVmax-ΔPVafter等作为各燃料喷射量补正用的燃烧参数，选择(dP/dθ)max、(dQ/dθ)max等用于各燃料喷射的燃料喷射时间的补正。

步骤1209、步骤1211：

在步骤1209和步骤1211中，首先补正总燃料喷射量和主燃料喷射的喷射时间。即，在步骤1209中，首先根据汽缸内压力传感器输出计算出在步骤1207中所选择的燃烧参数(例如ΔPVmax)的大小，增减补正至该ΔPVmax到与根据内燃机转速Ne和加速踏板开度Accp所决定的ΔPVmax的目标值一致。

另外，预先通过实验等求出燃烧参数的目标值，并作为利用Ne和Accp的数值图像存储在ECU20的ROM上。

此外，在步骤1211中，同样地根据汽缸内压力传感器输出检测出作为燃烧参数所选择的状态(例如产生(dP/dθ)max时的曲柄转角)，补正主燃料喷射的喷射时间直到该曲柄转角与根据转速Ne和加速踏板开度Accp规定的目标值一致为止。

步骤1213：

步骤1213表示实行多点燃料喷射时的多点燃料喷射的喷射量、喷射时间的补正。在本步骤中，例如补正预喷射和/或残喷射的喷射量和喷射时间，到PVmain-PVmainbase、ΔPVmax-ΔPVafter、(dP/dθ)max、(dP/dθ)NO.3max等燃烧参数分别与各自的目标值一致为止。

具体的补正，虽然由于与主燃料喷射相同而在此省略了详细的说明，但是在本实施方式中，首先，补正总燃料喷射量、主燃料喷射的喷射量、喷射时间等之后，接着补正多点燃料喷射(预喷射、残喷射)的喷射时间、喷射量。这是，即使进行多点燃料喷射时，由于总燃料喷射量对输出转矩影响最大，所以首先通过将总燃料喷射量补正为最佳，之后将主燃料喷射的喷射量、喷射时间补正为最佳而使内燃机的燃烧状态接近理想的状态，之后再通过补正多点燃料喷射的喷射量、喷射时间来进行燃烧状态的微调。

如上所述，通过图12所述的补正操作将各燃料喷射的喷射量和喷射时间、喷射量补正为适当的值，使内燃机的燃烧状态最佳化。

接着，对本发明的另一实施方式进行说明。

在本实施方式中，进行燃烧模式的切换的过渡时的燃料喷射控制。在本实施方式中，内燃机1切换以下两个燃烧模式进行运转：通常的柴油机燃烧模式，即压缩冲程后期进行燃料喷射，进行高空燃比的燃烧的燃烧模式；和低温燃烧模式，即，大幅提前燃料喷射时间而在汽缸内形成预混合气体，并且大幅增大EGR气体量进行低空燃比的燃烧的燃烧模式。此外，当切换燃烧模式时，利用燃烧参数进行燃料喷射的反馈控制，并且反馈控制设在内燃机吸气通路上的节气门阀，调节吸入空气量，使空燃比最佳化。

如图11中所说明的那样，燃烧参数中(Pmtdc-Pmin)与空燃比具有良好的密切关系。在通常柴油机燃烧模式和低温燃烧模式切换时，空燃比和燃料喷射时间变化大。在此，虽然通过增减节气门阀的开度而改变EGR气体量来调整空燃比，但是相对于EGR气体量的变化比较费时，燃料喷射时间可以在短时间内改变。因此，在本实施方式中，切换时，首先作为燃烧参数利用Pmax补正燃料喷射量，接着利用燃烧参数(Pmtdc-Pmin)补正节气门阀开度，利用补正节气门阀后产生Pmax的曲柄转角作为燃烧参数来补正燃料喷射时间。

这样首先补正本来变化速度慢的EGR气体量之后再补正喷射时间，是为了防止切换初期相对于燃料喷射时间的变化燃烧参数的变化一般变小而使灵敏度降低，和同时控制空燃比和喷射时间时产生控制发散的问题。

图16是表示燃烧模式切换控制操作的概略的流程图。本操作是通过ECU20实行的。

在图16的操作中，在步骤1601中，首先分别从曲柄转角传感器25和加速踏板开度传感器21读入内燃机转速Ne和加速踏板开度Accp，在步骤1603中根据汽缸内压力传感器输出计算出Pmax。之后，在步骤1605中，反馈控制燃料喷射量直到根据内燃机转速Ne和加速踏板开度Accp所决定的目标值一致为止。

并且，当步骤1605中的燃料喷射量的反馈控制完毕之后，在步骤1607中根据汽缸内压力传感器输出计算出参数(Pmtdc-Pmin)，在步骤1609中反馈控制节气门阀开度直到(Pmtdc-Pmin)的值与根据内燃机转速Ne和加速踏板开度Accp所决定的目标值一致为止。

之后，当在步骤1609中完成节气门阀开度调整之后，在步骤1611中，再次判断Pmax是否收敛于目标值，当Pmax与目标值偏离规定量以上时，再次实行从步骤1601的操作。

当在步骤1611中Pmax收敛于目标值时，接着进入步骤1613，根据汽缸内压力传感器计算出产生Pmax的曲柄转角，反馈控制燃料喷射时间直到该曲柄转角与根据内燃机转速Ne和加速踏板开度Accp所决定的目标值一致。

通过进行图16中的切换控制，当燃烧模式切换等过渡运转时，也可以将内燃机燃烧状态控制为最佳。

接着，对给予燃烧参数的EGR气体量的控制进行详细说明。在本实施方式中，作为燃烧参数利用PVmax、θpvmax、ΔPVmax和Δt进行EGR气体量、燃料喷射量、燃料喷射时间的反馈控制。

图17表示在本实施方式中所使用的燃烧参数PVmax、θpvmax、ΔPVmax和Δt。

图17中的横轴和纵轴分别表示从汽缸的压缩冲程到膨胀冲程上的曲柄转角(CA)和上述的PV值。横轴上以TDC表示的是压缩上止点。

由于PV值是压力和体积的乘积，所以根据气体的状态方程式PV＝MRT(M：气体的摩尔数；R：一般气体常数(J/mol·K)；T：温度(°K))，得到相当于汽缸内温度的值。此外，通过实验可以确认PV达到最大值PVmax的定时(图17中的θpvmax)与汽缸内所喷射的燃料的燃烧结束的时间点(严格地说，90％的燃料燃烧完的时间点)对应。因此，可以利用θpvmax作为表示汽缸内的燃烧结束时间的指标。

在图17中，θinj表示从燃料喷射阀(10a～10d，以下总称为参照标号10)的燃料喷射开始时间。此外，图17中Δt所表示的是以从燃料喷射开始(θinj)到燃烧结束时间(θpvmax)为止的时间(曲柄转角)所定义的燃烧结束时间。从燃料喷射阀10所喷射的燃料经过一定着火延迟时间之后开始燃烧，经过根据各种条件所决定的燃烧时间之后燃烧结束。因此，燃烧结束时间Δt(＝θpvmax-θinj)，与燃料的着火延迟时间和燃烧时间的总和对应。

此外，在图17中以虚线表示的是，在汽缸内未发生燃烧时的PV值的变化(PVbase)。由于PVbase表示仅由活塞的上下运动产生的汽缸内的气体的压缩和膨胀，所以相对于上止点形成对称的曲线。

如上所述，ΔPVmax被定义为，PV值的最大值PVmax与θpvmax处的PVbase值PVmaxbase的差值。

根据吸气冲程结束时的汽缸内压力和θpvmax处的汽缸内容积，可以容易地计算出θpvmax处的PVbase值PVmaxbase。但是，如上所述，PVbase相对于压缩上止点对称。因此，在本实施方式中，虽然在检测出θpvmax之后，利用相对于上止点对称的压缩冲程的点(图17中以θpvmax′表示)上的PVbase的值计算出ΔPVmax，但是实际上在燃烧前的压缩冲程中，PV值与PVbase值相同。因此，在本实施方式中，实际上通过将θpvmax′处的PV值作为θpvmax处的PVbase进行使用，从而可以简单地计算出ΔPVmax的值。

接着，对于燃烧参数Δt、PVmax、θpvmax和ΔPVmax所具有的意义进行说明。

如上所述，作为从燃料喷射开始到θpvmax为止的期间的燃烧结束时间Δt，与所喷射的燃料的着火延迟时间和燃烧时间的总和对应。另一方面，着火延迟时间和燃烧时间，都受EGR率(汽缸内所吸入的气体中EGR气体量所占的比例)的很大影响，Δt随着EGR率变大而增大。因此，燃烧结束时间Δt与EGR率具有密切联系，可以作为表示EGR率的指标使用。

此外，产生PVmax的时间θpvmax与燃烧的结束时间有关，与汽缸内的燃烧状态关系很大。此外，如果其他条件相同，燃烧的结束时间根据燃料喷射时间发生变化。

另外，由于ΔPVmax的值是燃烧时和未发生燃烧时的PV值的差值(温度差值)，所以与燃烧室内燃烧的燃料的量，即，燃料喷射量有关。

在本实施方式中，鉴于上述内容，利用Δt、θpvmax和ΔPVmax，将EGR气体量、燃料喷射时间和燃料喷射量反馈控制为最佳值。

即，在本实施方式中，预先改变内燃机的运转状态(加速踏板开度和转速的组合)而使内燃机运转，找出在燃费、废气特性等方面可以得到最佳燃烧状态的燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR率(EGR阀开度)，分别将这些值作为各运转状态中的燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR阀开度的基准值，以利用加速踏板开度和转速的2维数值图像的形式(以下，简称为“基准喷射条件图像”)存储在ECU20的ROM上。

此外，在本实施方式中，计算出在上述各运转状态中得到最佳燃烧状态时的燃烧参数Δt、θpvmax和ΔPVmax的值，以利用加速踏板开度和转速的2维数值图像的形式(以下，简称为“目标特性值图像”)存储在ECU20的ROM上。

在实际的运转中，ECU20首先利用上述基准喷射条件图像根据内燃机转速和加速踏板开度求出燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR阀开度，将燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR阀开度控制为基准喷射条件图像值。

之后，根据该状态下的汽缸内压力传感器29a～29d的压力，计算出各汽缸的Δt、θpvmax和ΔPVmax的燃烧参数。并且，利用现在的加速踏板开度和转速根据上述的目标特性值图像，求出最佳燃烧状态下的燃烧参数的目标值Δt、θpvmax和ΔPVmax，调整由基准喷射条件图像所决定的燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR阀开度等，使得实际的燃烧参数与这些目标值一致。

具体而言，ECU20调节EGR阀35的开度并进行反馈控制，使得实际的燃烧参数Δt与目标值一致，同时反馈控制燃料喷射时间和燃料喷射量，使得θpvmax和ΔPVmax与各自的目标值一致。

由此，可以控制EGR和燃料喷射，使得实际的燃烧状态达到最佳状态。

图18、图19是用于具体说明基于上述燃烧压力特性的控制操作(燃烧参数控制操作)的流程图。分别由ECU20作为每隔一定时间所实行的程序进行图18、图19的操作。

图18表示燃料喷射和EGR的基本控制操作。在图18的操作中，ECU20将燃料喷射量、燃料喷射时间和EGR阀开度设定为，分别根据内燃机转速Ne和加速踏板开度Accp所决定的基准值，与由图19的操作根据燃烧参数所决定的补正量的和。

在图18中，在步骤301中读入加速踏板开度Accp和内燃机转速Ne，在步骤303中，从预先以分别利用Accp和Ne的2维数值图像的形式存储在ECU20的ROM中的上述基准喷射条件图像中，利用在步骤301中所读入的Accp和Ne，读出基准燃料喷射量FI₀、基准燃料喷射时间θI₀、基准EGR阀开度EGV₀。

基准燃料喷射量、基准燃料喷射时间、基准EGR阀开度为，预先使内燃机实际运转所求出的、可以得到最佳的燃烧状态的燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR阀开度。

上述基准值，虽然是在实验时的环境下可以得到最佳燃烧状态的燃料喷射量、时间、EGR阀开度，但是在实际运转时，由于存在燃料的差值异、内燃机运转环境(气温、大气压值等)的差异、和机器种类的标准离差及特性变化等，所以即使利用上述基准值运转也未必可以得到最佳的燃烧状态。

因此，在本实施方式中，将在通过上述所求出的基准值FI₀、θI₀、EGV₀上加上补正量α、β、γ而补正的值，设定为实际的燃料喷射量、燃料喷射时间和EGR阀开度。即，在步骤305中，将实际的燃料喷射量FI、燃料喷射时间θI和EGR阀开度EGV设定为，FI＝FI₀+α、θI＝θI₀+β和EGV＝EGV₀+γ，在步骤307中，以在步骤305中所设定的值来进行燃料喷射和EGR阀开度控制。

在此，α、β、γ是通过图19中的操作根据燃烧参数所设定的反馈控制补正量。

对于图19中的操作进行说明，首先，在步骤401中读入加速踏板开度Accp和内燃机转速Ne。之后，在步骤403中，从预先存储在ECU20的ROM上的、利用Accp和Ne的2维图像读入θpvmax、ΔPVmax、Δt的目标值θpvmax₀、ΔPVmax₀、Δt₀。目标值θpvmax₀、ΔPVmax₀、Δt₀是在各自的加速踏板开度和转速下可得到最佳燃烧时的θpvmax、ΔPVmax和Δt的值。

之后，在步骤405中，根据汽缸内压力传感器29a～29d的输出计算出各汽缸的θpvmax、ΔPVmax、Δt的燃烧参数。

之后，从步骤407到步骤411中，反馈控制补正量α、β、γ，使得在步骤405中所计算出的实际的燃烧参数的数值与在步骤403中由图像所求出的目标值一致。

即，在步骤407中，首先反馈控制燃料喷射量的补正量α，使得实际的ΔPVmax的值与目标值ΔPVmax₀一致；在步骤409中，反馈控制燃料喷射时间的补正量β，使得实际的θpvmax的值与目标值θpvmax₀一致；之后，在步骤411中反馈控制EGR阀开度的补正量γ，使得实际的Δt值与目标值Δt₀一致。从步骤407到步骤411的反馈控制，例如成为根据各自的目标值的基于实际的值的偏差值的PID控制。

例如，以燃料喷射时间的补正量β为例，具体说明本实施方式中的PID控制，设实际的θpvmax的值与目标值θpvmax₀的偏差值为δ，则可以利用下式求出补正量β。

β＝K₁×δ+K₂×∑δ+K₃×(δ-δ_i-1)

在此，右边第一项K₁×δ为比例项，第二项K₂×∑δ为积分项，∑δ表示偏差值δ的积分运算值(积分值)。此外，第三项K₃×(δ-δ_i-1)为微分项，(δ-δ_i-1)表示偏差值δ从上一次的变化量(微分值)(δ_i-1是上一次的δ的值)。此外，K₁、K₂、K₃是常数。

如上所述，通过反复进行图18和图19中的操作，可以控制实际的燃料喷射量、燃料喷射时间和EGR阀开度(EGR率)，使得燃烧参数与目标值一致。

这样，通过反馈控制燃料喷射量、燃料喷射时间和EGR率而使运转时的实际的燃烧参数与目标值一致，例如，可以容易地得到最佳的燃烧状态，而不用单独考虑内燃机的运转环境的差值异、机器的特性变化和标准离差值等。

另外，在图18、图19的操作中首先将燃料喷射量、时间等控制为基准值，利用燃烧参数反馈控制相对于该基准值的补正量，从而可以在短时间内将燃料喷射量等收敛于给予最佳燃烧状态的值内。但是，也可以利用燃烧参数反馈控制燃料喷射量、时间和EGR率本身，而不预先设定燃料喷射量等的基准值。

但是，当如图18、图19所示根据θpvmax与θpvmax₀的偏差值δ控制燃料喷射时间θI时，尤其是当在如上述的低温燃烧模式下运转时燃料喷射时间的目标值自身角度大幅度提前时，控制可能会发散。

例如，当实际的θpvmax的值迟于θpvmax₀时，为提前θpvmax而使燃料喷射时间θI的角度提前。但是，当如低温燃烧时那样燃料喷射时间已被大幅度设定提前角时，如果使燃料喷射时间提前角过度，则由于燃烧不稳定易引起不点火，有时使燃料喷射时间角度提前，反而会延迟产生θpvmax。

在这种情况下，利用θpvmax控制燃料喷射时间时，燃料喷射时间进一步提前，不仅控制发散，还存在以下问题：例如当因过度的燃料喷射提前角，在汽缸内活塞还未充分上升的位置上进行燃料喷射，所喷射的燃料从活塞上所形成的凹部(凹腔)内向外溢出，或导致所喷射的燃料直接碰触汽缸壁(内壁冲洗)，液状燃料附着在汽缸壁上而导致润滑油的稀释与燃费和排气特性的恶化。

尤其是，当如图19步骤411所示同时利用Δt控制EGR气体量时，由于燃料喷射时间角度过度提前时，Δt值也过大，EGR气体量大幅降低，导致燃料喷射时间的变化与EGR气体量的增减相互影响而使控制不稳定。

因此，在本实施方式中，相对于在图18的步骤305中所计算出的燃料喷射时间θI设置提前角警戒值θImax，防止燃料喷射时间提前θImax以上。

具体而言，在图18的步骤305中，通过θI＝θI₀+β计算出燃料喷射时间θI时，则ECU20比较所计算出的θI和提前角警戒值θImax，当设定提前角θI在θImax以上(θI≥θImax)时，代替所计算出的θI，利用θImax在步骤307中实行燃料喷射控制。即，只有当在步骤305中所计算出的θI的值与提前角警戒值θImax相比位于延迟角一侧(θI≤θImax)时才在步骤307中使用。

由此，由于在利用燃烧参数θpvmax的燃料喷射时间的反馈控制中防止过度的提前角，所以可以防止因内壁冲洗引起的润滑油的稀释和燃费、排气特性的恶化，同时防止因过度提前角引起的燃料喷射时间控制的发散和与利用Δt的EGR气体量的反馈控制的干涉，可以在短时间内使燃料喷射时间和EGR气体量收敛于目标值。

另外，燃料喷射时间的提前角警戒值θImax，是由燃料喷射阀所喷射的燃料既不从活塞的凹腔内向外溢出，也不附着在壁面上的时间，成为根据内燃机转速和燃料喷射压力等喷射条件所决定的值。由于该值根据活塞形状和燃料喷射阀的配置、内燃机转速、喷射压力等各种条件而不同，所以优选根据利用实际的内燃机的实验，在每个转速(燃烧压力)上预先制成数值图像。

下面，对本发明的另一实施方式进行说明。

在本实施方式中，内燃机1在以下两个燃烧模式中进行切换、运转：通常的柴油机燃烧模式，即压缩冲程后期进行燃料喷射，进行高空燃比的扩散燃烧的燃烧模式；和低温燃烧模式，即，使燃料喷射时间大幅度提前而在汽缸内形成预混合气体，并且大幅度增大EGR气体量而进行低空燃比的燃烧的燃烧模式。在低温燃烧中，虽然是空燃比比较低的燃烧，但是由于将大量的EGR气体供应给燃烧室，所以可以大幅度一致NO_x等有害物质的生成，另外，虽然是柴油机，但是可以通过进行预混合燃烧，而大幅度抑制煤烟的产生量。

但是，在低温燃烧模式下的运转中，燃烧状态的变化相对于EGR率的变化的灵敏度极大，EGR率稍微变化就会产生导致燃烧状态大幅恶化。

因此，在本实施方式中，当内燃机在低温燃烧模式下运转时，根据燃烧参数反馈控制EGR率(EGR阀开度)。

图20是用于说明基于本实施方式的燃烧参数的EGR率控制操作的流程图。本操作是通过ECU20作为每隔一定时间所实行的程序而进行的。

在图20的操作中，首先在步骤501中判断现在的内燃机是否在低温燃烧模式下运转，当未在低温燃烧模式下运转时直接终止本操作，而不实行步骤503以下的步骤。在这种情况下，例如通过与以往相同的基于加速踏板开度和内燃机转速的开环控制来控制EGR率。

在步骤501中，当内燃机在现在的低温燃烧模式下运转时，接着进入步骤503，分别由各自对应的传感器读入现在的加速踏板开度Accp和内燃机转速Ne，在步骤505中，由预先易Accp和Ne的2维数值图像的形式存储在ECU20的ROM上的燃烧结束时间Δt的目标值图像中，读出现在的Accp和Ne上的Δt的目标值Δt₀。

在此，Δt₀是在低温燃烧模式中以可以得到最佳燃烧状态的EGR率供应EGR气体时的燃烧结束时间。

接着，在步骤507中，根据由汽缸内压力传感器29a～29d的输出计算出现在的实际的燃烧结束时间Δt。之后，在步骤509中，反馈控制EGR阀开度，使得实际的燃烧结束时间Δt与目标值Δt₀一致。该反馈控制，与图19的情形相同地，例如进行基于目标值Δt₀和实际值Δt的偏差值的PID控制。

另外，在本实施方式中，燃料喷射量和燃料喷射时间，另外通过由ECU20所实行的程序，预先将低温燃烧模式下的运转设定为最佳值。

如图20所示，尤其是当在对EGR率敏感的低温燃烧模式下运转时，根据燃烧参数Δt控制内燃机的EGR率，从而在低温燃烧时也可以得到稳定的最佳燃烧状态。

但是，如上所述，虽然过渡到低温燃烧模式后，可以通过基于Δt的控制得到最佳的EGR率，但是，当由通常燃烧模式过渡到低温燃烧模式时，如果通过基于Δt的反馈控制来调节EGR气体量，则有时需要较长时间才可以收敛于移动到低温燃烧模式后的EGR率的目标值。

如上所述，在低温燃烧模式下，与通常燃烧模式相比，燃料喷射时间大幅度提前。但是，当向低温燃烧模式过渡时，如果一下子使燃料喷射时间提前，则由于燃烧状态的急剧变化而使内燃机输出转矩发生变动，即产生所谓的转矩冲击的问题。因此，当由通常燃烧模式向低温燃烧模式过渡时，进行设置一定的过渡期间，并在该过渡期间(时间)内使燃料喷射时间从通常燃烧模式下的值比较缓慢地连续变化到低温燃烧模式下的目标值的过渡处理(退火处理)。

因此，在过渡处理中，由于用于计算Δt的燃料喷射时间(图17中的θinj)缓慢变化(提前)，产生PVmax的时间(图17中的θpvmax)也随着缓慢变化(提前)，所以开始切换时，Δt的值不会从切换前的值发生太大变化，而成为较小的值。

因此，切换为低温燃烧模式后的Δt的目标值Δt₀与实际的Δt的差值，与切换前相比不会太大，EGR阀的开度变化也较小。即，EGR阀的开度随着燃料喷射时间的提前角而缓慢变化。由于实际的EGR气体量的变化迟于EGR阀开度的变化，所以切换时EGR阀的开度变化小，则实际的EGR气体量的变化也十分迟缓。

另一方面，虽然在低温燃烧模式下与通常燃烧模式相比，必须大幅度增加EGR气体量，但是如上所述在过渡期间内根据实际的Δt而逐渐改变EGR阀的开度时，由于EGR气体量变化的延迟，有时当低温燃烧模式过渡结束时(燃料喷射时间达到目标值时)EGR率仍未达到低温燃烧模式下的目标值，需要长时间才收敛于目标值。

因此，在本实施方式中，在过渡期间内计算Δt时不使用实际的燃料喷射时间，而使用向低温燃烧过渡结束后的目标燃料喷射时间。由此，与在过渡期间开始时利用实际的燃料喷射时间的情形相比，Δt的值大幅度变大，与过渡结束后的Δt目标值的偏差值也变大。在本实施方式中，由于根据Δt和Δt目标值的偏差值反馈控制EGR阀开度，而使EGR阀开度变化大。

图21是用于说明本实施方式中的从通常燃烧模式向低温燃烧模式切换的过渡期间内的Δt变化的图。

在图21中，曲线θinj和曲线θpvmax分别表示燃料喷射时间的变化和产生PVmax的时间的变化，实际的Δt(实际Δt)等于该两条曲线的距离(参见图21)。

在图21中，当从通常燃烧模式的切换的过渡期间开始时，燃料喷射时间θinj连续提前，过渡期间终止时，达到低温燃烧模式中的目标喷射时间。

在这种情况下，由于如图21所示θinj开始过渡时也变化不大，所以利用实际的燃料喷射时间的Δt(实际Δt)从过渡期间开始时不会去过大的值，EGR阀的开度也不会变化太大。因此，EGR气体量变化十分迟缓，θpvmax的变化也如图21中的实线所示变得十分迟缓。因此，θpvmax的值为，即使燃料喷射时间的切换结束时也未达到低温燃烧中的目标值，因此，到θpvmax达到目标值为止(即，EGR率达到目标值为止)如图21所示产生的延迟时间。

相对于此，代替实际的燃料喷射时间使用低温燃烧模式切换后的燃料喷射时间目标值所算出的Δt，如图21所示与实际Δt相比达到较大的值。因此，在本实施方式中，由于EGR阀开度变化大，EGR气体量变化(增大)速度也加快，所以θpvmax如图21所示发生变化，可以防止产生利用实际Δt时的延迟时间。

由此，在本实施方式中，当由通常燃烧模式向低温燃烧模式切换时，可以在短时间内使EGR率收敛于目标值。

接着，利用图22对与上述相反的从低温燃烧模式向通常燃烧模式切换时的控制进行说明。

例如，考虑仅在低温燃烧模式运转中进行利用燃烧参数的燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR率等的控制，在通常燃烧模式时进行现有的开环控制的情形。

在这种情况下，低温燃烧模式运转时，根据燃烧参数(Δt、θpvmax、ΔPVmax等)反馈控制燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR气体量等，实际的燃料喷射量、燃料喷射时间、EGR气体量等包括反馈补正量。

例如，以燃料喷射时间为例进行说明，如在图18的步骤305中所说明的那样，低温燃烧中的实际的燃料喷射时间为，在目标值θI₀上加上反馈补正量β的量。

通常，如图22所示，当由低温燃烧模式向通常燃烧模式切换时也如图21中所说明的那样设置过渡期间，在过渡期间内使燃料喷射时间的目标值从低温燃烧模式时的值连续变化为通常燃烧模式时的目标值。

但是，如上所述低温燃烧模式下的实际的燃料喷射时间包括反馈补正量β，通常燃烧模式下的燃料喷射时间是不包括反馈补正量β的目标燃料喷射时间(开环控制)。因此，存在在哪个时间点停止反馈控制而使反馈补正量β为0的问题。例如，随着过渡期间开始立即停止反馈控制时，则燃料喷射时间与过渡期间开始同时急剧变化反馈补正量β左右，从而可能会因燃料喷射时间的急剧变化导致转矩变动。这与在过渡期间内也继续进行反馈控制，随着过渡结束停止反馈控制的情形一样。

因此，在本实施方式中，如图22所示，虽然反馈控制与过渡期间开始同时停止，但是逐渐连续地减少反馈补正量，使得过渡期间开始时的反馈控制补正量β不立即为O，而是过渡期间终止时变成0。

在图22中，虚线表示燃料喷射时间的目标值θI₀，实线表示实际的燃料喷射时间θI。如图所示，在低温燃烧运转时，进行基于燃烧参数θpvmax的反馈控制，在目标值θI₀和实际的燃料喷射时间θI之间产生反馈补正量β左右的差值。

当过渡期间开始时，在本实施方式中虽然反馈控制立即停止，但是在过渡开始时实际的燃料喷射时间θI维持为含有过渡期间开始时的反馈控制补正量β的值。因此，在本实施方式中，可以防止因过渡期间开始时的反馈控制停止所引起的燃料喷射时间的急剧变化。

之后，如图22所示，在过渡期间内β的值连续降低，使得过渡期间终止时变成0(例如，使β的值与过渡期间开始后所经过的时间成比例地减少)。由此，在过渡期间内实际的燃料喷射时间θI逐渐接近目标燃料喷射时间θI₀，当过渡期间终止时，与θI₀一致。由此，在本实施方式中，可以从低温燃烧模式中的燃料喷射时间的反馈控制过渡到通常燃烧模式下的开环控制，而不会引起转矩变动。

另外，图22虽然以燃料喷射时间为例进行了说明，但是当然也可以对燃料喷射量或EGR气体量进行同样的过渡控制。

接着，对上述的利用燃烧参数的EGR控制的另一应用例进行说明。在上述各实施方式中，可以利用燃烧参数Δt准确控制EGR率，低温燃烧时也可以在燃烧时得到最佳的EGR率。

例如，当流入内燃机排气通路的排气的空燃比稀薄时，吸收、吸附或以该两种方式吸藏排气中的NO_x，当流入的排气的空燃比浓时，设置利用排气中的CO等还原成分和HC等来还原净化所吸藏的NO_x的公知的NO_x吸藏还原催化剂而进行净化时等，还原净化上述NO_x吸藏还原催化剂所吸藏的NO_x时等，必须准确控制排气空燃比(内燃机空燃比)。但是，在上述的控制中，虽然可以响应性良好地得到最佳EGR率，但是未必可以准确控制内燃机的燃烧空燃比(排气空燃比)。

例如，当燃料喷射阀的喷射特性因内部机构的磨损等而发生变化时，或存在喷射特性的每个产品的标准离差值时等，即使将燃烧参数控制为目标值，也未必能得到目标空燃比。

另一方面，为了将排气空燃比控制为目标空燃比，在排气通路上配置空燃比传感器，直接测量排气空燃比，从而可以反馈控制EGR控制阀，使得排气空燃比达到目标值。

但是，由于利用空燃比传感器的EGR控制存在废气达到传感器安装位置的气体输送延迟，和传感器自身的响应延迟，所以当过渡运转时等内燃机运转条件发生变化时，未必可以高精度地控制EGR气体量。

因此，在本实施方式中，在利用燃烧参数的EGR反馈控制上，通过进一步组合基于传感器输出的反馈学习控制，包括过渡运转时可以响应性良好地控制EGR气体量，高精度地控制排气空燃比。

即，在本实施方式中，例如，在通过图20的反馈控制将Δt控制为与目标值一致的状态下，当满足规定的学习控制条件(例如，内燃机在稳定状态下运转)时，逐渐改变燃烧结束期间目标值Δt₀，使得通过配置在排气通路上的空燃比传感器所检测出的排气空燃比，与根据加速踏板开度Accp、内燃机转速Ne所决定的目标空燃比一致。

例如，当实际的排气空燃比与目标空燃比相比位于浓厚的一侧时，使目标值Δt₀减少规定量gt；当与目标空燃比相比位于稀薄的一侧时，使目标值Δt₀增大规定量gt。

之后，利用增减后的目标值Δt₀再次进行基于Δt的EGR气体量控制，调整EGR气体量使得实际的Δt与增减后的目标值Δt₀一致，实际Δt与补正后的目标值Δt₀一致时，再次判断通过空燃比传感器所检测出的排气空燃比和目标空燃比是否一致，当不一致时再次使目标值Δt₀增减规定值gt，反复进行上述的操作。

之后，进行将排气空燃比和Δt都与目标值一致时的目标值Δt₀，作为其加速踏板开度Accp和内燃机转速Ne上的新的目标值(学习值)存储起来的操作。这样，根据实际的空燃比传感器输出，进行燃烧参数Δt₀的学习补正，从而可以响应性良好地控制EGR率，并准确控制排气空燃比。

接着，对本发明的另一实施方式进行说明。

在上述的各实施方式中，计算出PV值，作为燃烧参数利用根据PVmax所求出的Δt来控制EGR气体量。但是，作为适于EGR气体量的控制的燃烧参数，除了PVmax或Δt以外，只要是与着火延迟期间和燃烧期间中的一个或两个具有密切联系的值，就可以同样使用。

例如，在本实施方式中，作为与着火延迟期间和燃烧期间具有密切联系的燃烧参数，使用PV^k的值达到最小值PV^kmin的时间Δtd，和从PV^k的值达到最小值PV^kmin到达到最大值PV^kmax的时间Δtc。

在此，PV^k是各曲柄转角处的燃烧室内压力P和该曲柄转角处的燃烧室容积V的k次方的乘积。此外，k是混合气体的比热比。

在此，虽然根据气体的状态方程式，在绝热变化中PV^k＝一定，但是在实际的汽缸内压缩冲程中，由于混合气体通过汽缸壁和活塞放热，所以在汽缸内压缩冲程中，PV^k从压缩时开始逐渐减少。

另一方面，当混合气体着火开始燃烧时，由于产生燃烧热，所以PV^k的值开始增加。因此，PV^k从减少转变为增加的点，即，PV^k的值成为最小值PV^kmin的点，是燃烧的开始点。此外，同样地虽然燃烧过程中PV^k地值持续增加，但是当燃烧结束而不再产生热量时，PV^k的值再次开始减少。因此，PV^k的值成为最大值PV^kmax的点，是燃烧的终止点。

现在，设燃料喷射开始时间为θinj，设PV^k达到最小值PV^kmin的曲柄转角为θstart，则Δtd＝θstart-θinj，等于从开始喷射燃料到开始燃烧为止的期间的着火延迟期间。

此外，设PV^k达到最小值PV^kmax的曲柄转角为θend，则Δtc＝θend-θstart等于燃烧开始到终止的期间，即燃烧期间。

如上所述，着火延迟期间和燃烧期间都与EGR率具有密切的联系，EGR率增大时，着火延迟期间和燃烧期间同时增加；EGR率减少时同时减少。

因此，在本实施方式中，利用着火延迟期间Δtd或燃烧期间Δtc的任意之一，以利用所述的Δt时相同的方法来控制EGR率。

即，在本实施方式中，预先在各个加速踏板开度Accp和内燃机转速Ne上将达到最佳的EGR率的燃烧状态下的着火延迟期间(或燃烧期间)的值设定为目标值Δtd₀(或Δtc₀)。之后，在实际的运转中，在各个冲程循环上根据燃烧室内压力和曲柄转角计算出PV^k的值，并且检测出该PV^k的值达到最小值(或最小值和最大值)的曲柄转角，计算出实际运转时的Δtd(或Δtc)。

之后，Δtd(或Δtc)与现在的运转状态(Accp、Ne)下的该目标值Δtd₀(或Δtc₀)的偏差值，反馈控制EGR控制阀开度。

另外，比热比k可以近似与规定值，燃烧室内容积V为曲柄转角的函数，可以预先计算出来。因此，当算出PV^k时，预先计算出各个曲柄转角的V^k的值，并以数值表的形式存储在ECU20的ROM中，从而可以容易地计算出PV^k的值。

由此，与利用Δt的反馈控制的情形相同地，不会增大控制回路地运算负荷，并且可以响应性良好地准确控制EGR率。

即，在本实施方式中，根据由汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力计算出与包括着火延迟期间或燃烧期间中的至少其一的燃烧定时对应的燃烧参数，控制EGR率，使得该燃烧参数成为预先设定的目标值，从而可以响应性良好地准确控制EGR率。

另外，进行在主燃料喷射之前喷射少量的燃料并使其在燃烧室内燃烧，从而当在主燃料喷射燃料的燃烧中调整良好的温度压力条件的预喷射时，如果在开始主燃料喷射后进行对所计算出的PV^k的值是否为最小值PV^kmin的判断，则可以防止将引导燃料喷射燃料的燃烧开始时间点作为主燃料喷射燃料的喷射开始点误检出来。

接着，对本发明的另一实施方式进行说明。

在本实施方式中，对进行多点燃料喷射时的燃料喷射量、喷射时间的控制进行详细说明。

如上所述，虽然多点燃料喷射包括在主燃料喷射之前所进行的预喷射、在主燃料喷射之后所进行的残喷射等，但是预喷射、残喷射也可以根据其喷射时间而分为几个。

图23是用于说明本实施方式中的用于构成多点燃料喷射的各燃料喷射的图。

在图23中，横轴表示曲柄转角(CA)，横轴上的TDC表示压缩上止点。此外，图23的纵轴表示各燃料喷射的喷射率，各峰的面积概略性地表示各燃料喷射的相对的燃料喷射量。如图所示，在多点燃料喷射中，进行提前预喷射、接近预喷射、主喷射(主燃料喷射)、残喷射、后喷射等的全部或一部分。

下面，分别对主喷射以外的各燃料喷射进行简单说明。

(1)提前预喷射

提前预喷射，是在比主喷射提前很多的时间(例如，比开始主喷射早曲柄转角为20度(20℃A)以上的时间)所进行的预喷射。在提前预喷射中所喷射的燃料形成预混合气体，由于压缩着火而基本不生成NO_x和微粒，可以通过进行提前预喷射来提高排气特性。此外，提前预喷射，由于使燃烧室内的温度和压力上升，缩短后述的接近预喷射和主喷射的着火延迟期间，所以可以抑制通过主喷射所产生的燃烧的噪音和NO_x的生成。

由于在燃烧室内的温度压力比较低的时间点进行提前预喷射，所以当喷射量多时，所喷射的燃料维持液状的状态到达汽缸壁，而导致润滑油稀释等问题。因此，当喷射量多时，将提前预喷射所必须的喷射量分割，多次喷射，每次喷射少量，从而可以防止液状燃料到达汽缸壁。

(2)接近预喷射

接近预喷射，是在主喷射之前(例如，在开始主喷射的20℃A以内)所进行的预喷射。接近预喷射，与提前预喷射相比，产生的烃少，与提前预喷射相同地，可以缩短主喷射的着火延迟时间，抑制主喷射的噪音和NO_x的生成。

(3)残喷射

残喷射，是主喷射终止后立即或在较短的时间间隔(例如，主喷射终止后15°以内)内开始的喷射。

进行参喷射的目的在于，在主喷射的燃料的燃烧后期，再次增加燃烧室内的温度、压力、湍流等，改善燃烧，和减少主喷射的喷射量。

即，由于在主喷射的燃烧后期，燃烧室内的温度、压力下降，缸内的湍流变小，所以燃料难以燃烧。通过在该状态下进行残喷射，由于因燃料的喷射所引起的湍流的增大和因所喷射的燃料的燃烧所引起的温度、压力的增大，可以向促进燃烧的方向改善燃烧室内的氛围。此外，由于可以将主喷射的喷射量减少残喷射的喷射量左右，所以可以抑制生成因主喷射燃料所产生的局部的过浓区域，并且具有随着主喷射量的下降燃烧所产生的汽缸内最高温度下降，抑制生成NO_x的效果。

(4)后喷射

后喷射，是主喷射终止后以较大间隔(例如，主喷射终止后15℃A以上)开始的燃料喷射。后喷射的主要目的在于提高排气温度、压力。

例如，当由于配置在排气系统上的排气净化催化剂的温度低而未达到活化温度，所以不能得到废气净化作用时，通过进行后喷射可以使排气温度上升，从而在短时间内使催化剂温度上升到活化温度。此外，由于通过进行后喷射而使排气的温度、压力上升，所以在具有涡轮增压器的内燃机中，可以增大涡轮的运转，从而得到因增压上升所引起的加速性能的提高和抑制加速时的烟雾等的效果。

此外，当作为排气净化催化剂，使用利用HC成分来净化排气中的NO_x的选择还原催化剂时，可以通过进行后喷射将HC供应给催化剂，从而提高NO_x的净化率。

如上所述，虽然可以通过进行多点燃料喷射，大幅度改善柴油机的排气性能和噪音，但是为了得到该改善效果，必须精密控制多点燃料喷射时的各燃料喷射的喷射量和喷射时间。例如，在最需要喷射量和喷射时间的精度的接近预喷射中，必须将一次燃料喷射的喷射量控制在1.5～2.5mm³，将喷射时间控制在±2℃A以内。

但是，如上所述，由于在燃料喷射阀上产生因公差值所引起的个体间的标准离差值，和因使用时间所引起的燃料喷射特性的变化等，所以在通常的开环控制中通常无法提高燃料喷射的精度，无法充分得到通过多点燃料喷射所产生的效果。

此外，例如，如上述的特开2001-123871号公报的装置那样根据燃烧噪音控制燃料喷射，虽然可以控制一部分的预喷射的喷射量，但是存在无法个别控制各燃料喷射的喷射量，进而无法进一步对喷射时间进行完全控制的问题。

在本实施方式中，利用由汽缸内传感器29a～29d(以下总称为“汽缸内压力传感器29”)所检测出的燃烧室内压力P和这时的燃烧室容积V所计算出的参数PV^γ和PV，可以准确地个别控制各燃料喷射的喷射量、喷射时间、喷射压力等。

图24(A)是用于说明本实施方式中的燃烧时间的检测原理的图。图24(A)表示从汽缸的压缩冲程后期到膨胀冲程前期关于上述燃烧室内的各种燃烧的参数的相对于曲柄转角θ的变化(曲柄转角θ＝0表示压缩上止点)。在图24(A)中，曲线P表示由汽缸内压力传感器29所检测出的实际的燃烧室内压力的变化。此外，曲线Q表示汽缸内的放热率。根据曲线Q进行判断，在本实施方式中，进行除了主喷射之外还包括提前预喷射和残喷射的多点燃料喷射，图24(A)中的放热率的峰Q1、Q2、Q3分别相当于提前预喷射、主喷射、残喷射。

根据图24(A)的曲线P进行判断，虽然可以根据放热率Q1、Q2、Q3判断多点燃料喷射时的各燃料喷射的燃烧期间，但是燃烧室内压力的变化中未明确出现各燃料喷射的燃烧期间，所以无法根据曲线P判断各燃料喷射。

另一方面，如果计算出放热率，则可以如图24(A)所示，大致判断各燃料喷射的喷射期间。此外，放热率dQ本身也可以根据燃烧室内压力从以下的计算式中计算出来。

dQ/dθ＝(k·P·(dV/dθ)+V(dP/dθ))/(k-1)

(θ表示曲柄转角，k表示汽缸内混合气体的比热比)

但是，由于该放热率的计算复杂，并且含有多项包括曲柄转角θ的项，所以易受到检测精度较低的曲柄转角的误差值的影响。因此，在实际的控制中将放热率作为控制指标使用，因存在计算负荷的增大和误差值的问题而不实际。

因此，在本实施方式中，为了检测出燃烧期间不利用放热率，而利用由汽缸内压力传感器29所检测出的压力P和这时的体积V的γ次方所得出的值PV^γ的相对于曲柄转角θ的一次变化率(一次微分值)(以下称作PV^γ微分值)。在此，γ是多变指数。

由于多变指数γ可以预先通过实验等求出，并且V只是关于θ的函数，所以可以相对于各θ的值预先计算出V^γ。因此，在各曲柄转角上，可以通过简单的计算来算出PV^γ，作为相对于该θ的变化率的PV^γ微分值，可以如后所述通过简单的微分计算而求出。

图24(A)中的曲线R表示在各曲柄转角处所计算出的PV^γ微分值。由于PV^γ微分值与放热率模型为相似形，所以如曲线R所示，PV^γ微分值大部分为0，只有相当于燃烧期间的部分为正值，所以可以极其明确地判断各燃料喷射的燃烧期间。

通过指数γ的多变性变化近似计算汽缸内的活塞的移动所进行的压缩时，压力P和燃烧室容积V具有PV^γ＝C(一定值)的关系。即，在不发生燃烧、不付与汽缸内的气体除压缩做功以外的能量的多变性变化中，PV^γ值通常一定。因此，当在燃烧室内未发生燃烧时，PV^γ值的对曲柄转角的一次微分值d(PV^γ)/dθ为0(实际上，由于从汽缸壁放热，所以当未发生燃烧时，一次微分值d(PV^γ)/dθ为负)。

另一方面，当在汽缸内发生燃烧时，除了压缩做功以外，还对汽缸内的气体施加能量(热)，所以汽缸内的气体的变化已经不是多变性变化，由于当进行燃烧时PV^γ值持续增大，所以PV^γ微分值成为正值。

因此，可以作为PV^γ微分值为正的期间而明确判断出在燃烧室内发生燃烧的期间。这与如图24(A)曲线R所示，在汽缸的一冲程循环中进行多次燃料喷射(燃烧)Q1、Q2、Q3的情形相同。

在本实施方式中，根据在内燃机运转时由汽缸内压力传感器29所检测出的各汽缸的燃烧室内压力计算出PV^γ微分值，判定该PV^γ微分值为正值的期间为燃烧期间。图24(A)的曲线R上的start表示燃烧开始时间，end表示燃烧终止时间，start和end的间隔表示燃烧期间。

但是，燃烧期间的开始时间(曲柄转角)与燃料喷射时间具有很密切的联系。另外，燃烧期间的长度(从燃烧开始时间到终止时间的长度)与燃料喷射期间有很密切的联系。此外，如果燃料喷射量一定，则燃料喷射期间根据喷射率发生变化，喷射率根据燃料喷射压力发生变化。

在本实施方式中，在每个内燃机的运转条件(例如，内燃机转速、加速踏板开度以及多点燃料喷射的种类的组合)下预先通过实验等求出给予最佳燃烧状态的各燃料喷射的发热量、燃烧期间，例如，在多点燃料喷射的各个燃料喷射(提前预喷射、接近预喷射、主喷射、残喷射、后喷射)中，分别将上述最佳值作为利用内燃机转速和加速踏板开度的数值表，存储在ECU20的ROM中。

ECU20，根据由汽缸内压力传感器29所检测出的各汽缸的燃烧室内压力P计算出各曲柄转角上的PV^γ微分值，判断各喷射的实际的燃烧期间，并且反馈控制燃料喷射时间和喷射压力，使得该实际的燃烧期间(开始时间，长度)与存储在ROM上的最适于现在的内燃机运转状态的燃烧期间。由此，可以简单并准确地将各汽缸的燃料喷射时间和喷射压力控制为可以得到最佳燃烧时间的值。

接着，利用图24(B)对本实施方式中的燃料喷射量的控制进行说明。

各汽缸的实际的燃料喷射量，与从汽缸的压缩冲程到膨胀冲程的汽缸内的发热量对应。虽然可以通过对利用上述的式子所计算出的放热率进行积分而计算出该发热量，但是如上所述利用放热率dQ的计算并不实际。

因此，在本实施方式中，利用燃烧室内压力P和这时的燃烧室内容积V的乘积PV(以下称作“PV值”)计算出实际的汽缸内发热量。

以压力和容积的乘积PV表示燃烧室内的气体所具有的能量。因此，以d(PV)/dθ表示每单位曲柄转角付与燃烧室内的气体的能量。

如上所述，每单位曲柄转角付与燃烧室内的气体的能量为，由活塞的压缩所产生的机械能和由燃烧所产生的化学能的和。

现在，以微分形式表示气体的状态方程式PV＝(m/W)RT得出：

d(PV)＝(m/W)RdT…(1)

其中，m是燃烧室内的气体的质量(kg)，W是气体的分子量，T是温度(K)，R是一般气体常数(J/mo1·K)

此外，(1)式表示气体所具有的能量的变化量，该变化量，如上所述，表示为由活塞的压缩所产生的机械能d(PV)pist和由燃烧所产生的化学能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)式的气体的状态方程式，如下表示由燃烧所付与气体的能量d(PV)chem。

d(PV)chem＝(m/W)RdTchem  …(3)

其中，dTchem表示由燃烧引起的气体的温度上升。

将(3)式代入(2)式求出dTchem，

dTchem＝(W/m·R)(d(PV)-d(PV)pist)  …(4)

由于可以作为温度上升dTchem(K)、气体质量m(kg)和定容比热(J/mol·K)Cv的乘积，求出由燃烧所产生的发热量dQ(J)，由(4)式得到：

dQ＝m·Cv·dTchem

＝Cv·W·R(d(PV)-d(PV)pist)  …(5)

由于每次喷射所产生的热量ΔQ，在图24(A)中判断每次喷射的燃烧期间，所以可以通过从各燃料喷射的燃烧开始(start)到燃烧终止(end)对(5)式进行积分而求出。

即，

$\begin{array}{c}\mathrm{\ΔQ}=\frac{\mathrm{CV}\×W}{R}{\∫}_{\mathrm{start}}^{\mathrm{end}}(d\left(\mathrm{PV}\right)-d{\left(\mathrm{PV}\right)}_{\mathrm{pist}})\mathrm{d\θ}\\ =\frac{\mathrm{CV}\×W}{R}(({\left(\mathrm{PV}\right)}_{\mathrm{end}}-{\left(\mathrm{PV}\right)}_{\mathrm{start}})-({\left(\mathrm{PV}\right)}_{\mathrm{pist},\mathrm{end}}-{\left(\mathrm{PV}\right)}_{\mathrm{pist},\mathrm{start}}))\end{array}---\left(6\right)$

在此，(PV)end、(PV)start分别为由汽缸内传感器所检测出的燃烧室内压力P和燃烧室容积V的乘积的、燃烧终止时和燃烧开始时的值。

此外，(PV)pist、end、(PV)pist、start，为未发生燃烧时的仅有活塞压缩时(所谓的电动回转时)的燃烧室内压力和燃烧室容积V的乘积的、相当于燃烧终止时(图24(A)、图24(B)中的end)和燃烧开始时(图24(A)、图24(B)中的start)的曲柄转角的值。

图24(B)是表示图24(A)的情况下的PV值的变化和(PV)pist值的变化的图，图24(B)的曲线P表示与图24(A)的曲线P相同的燃烧室内压力变化，曲线Q表示放热率。

此外，图24(B)的曲线S表示曲线P的压力变化时的PV值，曲线T表示(PV)pist值。如果内燃机一定，则(PV)pist值通常为一定的曲线。

并且，根据上式(6)，例如利用图24(B)中的A点上的PV值((PV)start)和(PV)pist值((PV)pist，start)与B点上的PV值((PV)end)和(PV)pist值((PV)pist，end)，可以简单求出主喷射Q1的发热量ΔQ。

发热量ΔQ与燃料喷射量具有密切的联系。在本实施方式中，预先根据内燃机运转状态通过实验等求出各喷射的理想发热量，存储在ECU20的ROM上。因此，通过反馈控制燃料喷射量，使得由(6)式所求出的实际的发热量与存储在ROM上的理想的发热量一致，从而可以将燃料喷射量控制在最佳值。

图25是用于表示上述的燃烧时间和发热量的实际的计算操作的流程图。通过ECU20每隔一定曲柄角度实行本操作。

在图25中，在步骤401中读入现在的曲柄转角θ和由汽缸内压力传感器29所检测出的燃烧室内压力P。之后，在步骤403中，根据曲柄转角θ计算出现在的燃烧室内容积V。在本实施方式中，预先通过计算求出θ和V的关系，作为利用θ的一维数值表存储在ECU20的ROM上。在步骤403中，利用在步骤401中所读入的θ的值，根据该数值表求出燃烧室内容积V。

接着，在步骤405中，利用通过在步骤401中所读入的压力P和在步骤403中所计算出的容积V计算出PV^γ。预先通过实验求出γ(多变指数)，并存储在ECU20的ROM上。

步骤407表示PV^γ微分值的计算操作。在本实施方式中，作为本次所计算出的PV^γ值(PV^γ)_i和实行上次操作时所计算出的(PV^γ)_i-1的微分，计算出PV^γ微分值d(PV^γ)/dθ。

接着，步骤409到步骤417表示燃烧开始时间的检测。

在步骤409中，判断标志XS的值是否被设定为1。表示XS，用于表示燃烧期间的开始时间的检测是否结束，当XS＝1时，表示检测结束。

在步骤409中，当检测未结束(X≠1)时进入步骤411，保留步骤413以下的操作实行，待机到在步骤407中所计算出的PV^γ微分值达到规定值C1以上。如上所述，PV^γ微分值除了燃烧期间以外大都为0，只有在燃烧期间内为正值。C1是用于防止因杂音等产生误检的判定值，将其设定为尽可能接近于0的正值。开始燃烧时，在步骤411中虽然PV^γ微分值大于C1，但是由于在步骤411中最初如果d(PV^γ)/dθ＞C1成立，则接着在步骤413中将标志XS的值设定为1，所以从下次开始不实行步骤411到步骤417。

由此，可以准确检测出燃烧开始时间。即，在步骤411中如果最初d(PV^γ)/dθ＞C1成立时，在步骤415、417中将这时的曲柄转角θ存储为燃烧开始时的曲柄转角θstart，并且计算出这时的PV值，存储为燃烧开始时的PV值(PV)start。此外，在步骤419中，根据预先计算出的图24(B)的曲线T的关系求出电动回转中的PV值的(PV)pist的燃烧开始时的值，作为(PV)pist，start存储起来。

从步骤419到步骤425表示燃烧期间的终止时间的检测操作。只有在从步骤411到步骤417的燃烧期间开始时间的检测结束，将XS设定为1时才实行终止时间的检测操作。

从步骤419到步骤425的操作虽然与从步骤411到步骤417的操作相同，但是在步骤419中，将d(PV^γ)/dθ＜C1时的曲柄转角作为燃烧终止时间θend，并分别将这时的(PV)、(PV)pist的值作为(PV)end、(PV)pist，end存储起来，在这一点上是不同的。并且，在存储上述数值后，在步骤425中，标志XS的值被重设为0。由此，到再次在步骤411到417中检测出燃烧开始时间为止，而不再实行步骤419以下的操作。

之后，在终止上述操作后，在步骤427中利用上述(6)式，计算出本次的燃烧期间中的发热量ΔQ。

如上所述，通过实行图25的操作，对于多次燃料喷射中的各喷射，计算并存储燃烧开始时间θstart、燃烧终止时间θend以及发热量ΔQ。

接着，对利用上述所计算出的燃烧开始时间θstart、燃烧终止时间θend以及发热量ΔQ的燃料喷射控制进行说明。

在本实施方式中，燃料喷射量、喷射时间、燃料喷射压力的基本值以及喷射的方式(多点燃料喷射的类型)，是通过由ECU20所另外实行的未图示的燃料喷射设定操作，利用内燃机转速和加速踏板开度并根据预先决定的关系而设定的。如果按照原有的该基本值进行实际的燃料喷射，可以使内燃机的燃烧状态最佳。但是实际上，由于燃料喷射阀的喷射特性的标准离差值和变化等，即使向燃料喷射阀施加相当于基本值的指令信号，也无法使实际的燃料喷射达到基本值。

在本实施方式中，反馈补正燃料喷射，使得能够利用燃烧开始时间θstart、燃烧终止时间θend以及发热量ΔQ，以基本值进行实际的燃料喷射。

图26是用于说明由ECU20所实行的本实施方式的燃料喷射补正操作的顺序的流程图。

图26，在步骤501中，首先根据内燃机运转条件和所计算出的θstart，进行是否为要进行补正的燃料喷射的判断。即，进行现在要补正的燃料喷射为何种类型的多点燃料喷射的何种燃料喷射(例如是提前预喷射，还是接近预喷射等)的判断。

之后，在步骤503中，根据内燃机运转条件(内燃机转速、加速踏板开度)，从预先存储在ECU20的ROM上的数值表读出现在要补正的燃料喷射的发热量的目标值。

之后，在步骤505中，增减补正燃料喷射量，使得在上述的图25的操作中所计算出的发热量ΔQ与在步骤503中所设定的目标值一致。即，当实际的发热量ΔQ小于目标值时，使燃料喷射量增大规定量；当大于目标值时，减少规定量。

之后，在步骤507中同样地根据内燃机运转条件从预先存储在ECU20的ROM上的数值表，读出燃烧开始时间和终止时间的目标值，在步骤509中，补正燃料喷射时间，使得实际的燃烧开始时间θstart与目标值一致。例如，当燃烧开始时间迟于目标值时，使燃料喷射开始时间角度提前，当早于目标值时使角度延迟。

进而，在步骤511中，补正燃料喷射压力。在本实施方式中，通过改变共用轨道来调整燃料喷射压力。即，在步骤511中，在步骤509中燃烧开始时间θstart与目标值一致的状态下，判断实际的燃烧终止时间θend是迟于还是早于目标值，当迟于目标值时(实际的燃烧期间长于目标值时)，使燃料喷射压力上升规定量，相应地使燃料喷射的终止时间(燃料喷射阀的阀闭时间)角度提前，维持燃料喷射量一定并使燃料喷射期间变化。此外，相反当实际的燃烧终止时间早于目标值时，使燃烧喷射压力降低规定量，使燃料喷射的终止时间延迟。

通过反复执行上述各操作直到各自的值与目标值一致，进行反馈补正，使得多点燃料喷射的各燃料喷射时的实际的燃料喷射量、燃料喷射时间、燃料喷射压力达到可以得到适于运转状态的最佳燃烧的值。

如上所述，在图25的操作中，可以利用能通过简单的微分运算计算出来的PV^γ的微分值求出燃烧期间，或通过PV值的简单运算求出发热量，所以不必进行用于检测发热量和燃烧期间的复杂的计算。因此，可以防止ECU20的计算负荷增大，简单并可靠地准确检测出各个喷射的发热量和燃烧期间，可以准确反馈控制各喷射的喷射量、喷射时间和喷射压力。

此外，在本实施方式中，由于根据实际的发热量、燃烧期间反馈控制多点燃料喷射的各喷射量和喷射时间、喷射压力，所以，例如当由于燃料喷射阀的公差值而使燃料喷射特性的个体间的标准离差值较大时，或随着使用燃料喷射特性发生变化时，也可以准确补正各燃料喷射特性。因此，由于在共轨式燃料喷射装置中，也可以一定程度地允许燃料喷射阀的特性的标准离差值，不必像以往那样严格管理燃料喷射阀的特性的标准离差值，所以可以降低燃料喷射阀的成本。

如上所述，根据本发明，根据喷射模式和燃烧模式使用最佳的燃烧参数来进行燃料喷射量、喷射时间、EGR气体量的反馈控制，从而可以最佳控制柴油机的燃烧状态，而不会大幅度增大控制回路的运算负荷。

Claims (32)

1.一种内燃机的控制装置，具有用于向内燃机燃烧室喷射燃料的燃料喷射阀，使一部分内燃机排气作为EGR气体回流到内燃机燃烧室中的EGR装置，和用于检测内燃机燃烧室内的压力的汽缸内压力传感器，其特征在于，具有：

燃烧参数计算装置，根据由所述汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力和内燃机曲柄转角所预先决定的关系，计算出至少包括汽缸内发热量、燃烧开始时间和燃烧期间中的至少一个的表示内燃机燃烧状态的燃烧参数；和

补正装置，对燃料喷射量、燃料喷射时间和EGR气体量的任意一个以上进行补正，使得所计算出的燃烧参数与根据内燃机运转状态所预先决定的目标值一致；

作为所述燃烧参数，从根据燃烧室内压力和内燃机曲柄转角所计算出的、表示所述内燃机燃烧状态的多种燃烧参数中，利用根据内燃机的燃料喷射模式或燃烧模式所选择的燃烧参数通过所述补正装置进行补正。

2.如权利要求1所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述燃料喷射模式包括，根据需要组合主燃料喷射和在主燃料喷射前或后，或者前后都向内燃机燃烧室喷射燃料的多点燃料喷射的燃料喷射模式。

3.如权利要求2所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述喷射补正装置，首先进行向燃烧室的总燃料喷射量和主燃料喷射时间的补正，当进行多点燃料喷射时，在补正主燃料喷射的状态下，补正所述多点燃料喷射的燃料喷射量或燃料喷射时间。

4.如权利要求2所述的内燃机的控制装置，其特征在于，还包括传感器校准装置，在预先决定的曲柄转角处，根据由所述汽缸内压力传感器所检测出的实际的燃烧室内压力，来修正所述汽缸内压力传感器输出的误差值。

5.如权利要求2～4中任意一项所述的内燃机的控制装置，其特征在于，根据内燃机转速和加速踏板开度来规定所述内燃机运转状态。

6.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值和燃烧室内压力达到最大时的曲柄转角。

7.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，燃烧室内压力的变化率极大时的曲柄转角。

8.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，燃烧室内压力的2阶微分值极大时的曲柄转角。

9.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，燃烧室内压力与燃烧室内实际容积的乘积的最大值，和燃烧室内压力与燃烧室内实际容积的乘积达到最大时的曲柄转角。

10.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，燃烧室内压力与燃烧室内实际容积的乘积的最大值，和在燃烧室内压力与燃烧室内实际容积的乘积达到最大的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的差值ΔPVmax。

11.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，汽缸内放热率达到最大时的曲柄转角。

12.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，汽缸内总发热量。

13.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，开始燃烧后的汽缸内压力的最大值，与从到达压缩上止点后到开始在燃烧室内燃烧之间的汽缸内最小压力的差值。

14.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述选择的燃烧参数为，开始燃烧后的汽缸内压力的最大值，与在所述汽缸内压力达到最大时的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩产生的燃烧室内压力的差值。

15.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其特征在于，所述多点燃料喷射，包括在主燃料喷射之前所进行的引导燃料喷射，所述补正装置，作为燃烧参数，利用当由主燃料喷射所喷射的燃料着火时的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积，与在由主燃料喷射所喷射的燃料着火时的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的差值，补正引导燃料喷射指令值。

16.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其中，所述多点燃料喷射包括在主燃料喷射之后所进行的残喷射，所述补正装置，作为燃烧参数，利用燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的最大值与在燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积达到最大时的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的差值ΔPVmax，与当由残喷射所喷射的燃料着火时的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积与在由残喷射所喷射的燃料着火时的曲柄转角处，假定未发生燃烧时的仅由压缩所产生的燃烧室内压力和燃烧室内实际容积的乘积的差值ΔPVafter的差值(ΔPVmax-ΔPVafter)，补正残喷射指令值。

17.如权利要求6所述的内燃机的控制装置，其中，所述补正装置仅对主燃料喷射进行作为所述燃烧参数利用开始燃烧后的燃烧室内压力的最大值和燃烧室内压力达到最大时的曲柄转角的所述补正。

18.如权利要求5所述的内燃机的控制装置，其中，还包括对内燃机吸入空气量进行节流的节气门阀，所述喷射补正装置，在补正主燃料喷射量之后，作为燃烧参数利用压缩上止点上的由压缩产生的燃烧室内压力与从到达压缩上止点后到开始在燃烧室内燃烧之间的汽缸内最小压力的差值和开始燃烧后的燃烧室内压力最大值两个参数，补正所述节气门阀开度和主燃料喷射时间，使得这两个燃烧参数的值与各自的目标值一致。

19.如权利要求18所述的内燃机的控制装置，其中，所述内燃机可以切换运转在压缩冲程后期进行燃料喷射而进行空气过剩率大的燃烧的通常燃烧模式，和与通常燃烧模式相比燃料喷射时间角度提前，并且EGR气体量增大的低温燃烧模式；所述喷射补正装置，当处于所述通常燃烧模式和低温燃烧模式之间的模式切换时，补正所述节气门阀开度和主燃料喷射时间，使得所述两个燃烧参数的值与各自的目标值一致。

20.如权利要求1所述的内燃机的控制装置，其中，所述内燃机的燃烧模式包括向燃烧室的EGR气体供应量不同的模式。

21.如权利要求20所述的内燃机的控制装置，其中，所述选择的燃烧参数为，根据由所述汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力P和由曲柄转角θ所决定的燃烧室容积V的乘积PV的值所计算出的、从燃料喷射阀开始喷射燃料后到所述PV的值取最大值PVmax的时间Δt；所述补正装置调节所述EGR气体量，使得所述Δt达到预先决定的目标值。

22.如权利要求21所述的内燃机的控制装置，其中，所述燃烧参数计算装置，还计算出假定在燃烧室内未发生燃烧时的仅由活塞的压缩所产生的燃烧室内压力和由曲柄转角所决定的燃烧室容积的乘积PVbase，利用所述PV达到最大值PVmax时的曲柄转角θpvmax处的PVbase的值，计算出PVmax和PVbase的差值ΔPVmax，所述补正装置还控制来自所述燃料喷射阀的燃料喷射量和燃料喷射时间，使得ΔPVmax和所述θpvmax的值分别达到预先决定的目标值。

23.如权利要求21或22所述的内燃机的控制装置，其中，根据内燃机转速和加速踏板开度决定所述目标值。

24.如权利要求23所述的内燃机的控制装置，其中，所述内燃机为压燃式内燃机。

25.如权利要求24所述的内燃机的控制装置，其中，所述内燃机可以切换运转在压缩冲程后期进行燃料喷射而进行空气过剩率大的燃烧的通常燃烧模式，和与通常燃烧模式相比使燃料喷射时间角度提前，并且增大EGR气体量的低温燃烧模式这两个燃烧模式，并且当内燃机在所述低温燃烧模式运转时，进行基于所述Δt的EGR气体量控制。

26.如权利要求25所述的内燃机的控制装置，其中，所述补正装置，当由所述通常燃烧模式向低温燃烧模式切换时，在规定的过渡时间内使燃料喷射时间由通常燃烧模式中的喷射时间连续变化为低温燃烧模式中的目标燃料喷射时间，并且在该过渡期间内，根据代替实际的燃料喷射时间而利用切换后的低温燃烧模式中的目标燃料喷射时间所计算出的Δt，进行所述EGR气体量控制。

27.如权利要求20所述的内燃机的控制装置，其中，所述选择的燃烧参数为，根据由通过所述汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力P、由曲柄转角θ所决定的燃烧室容积V和燃烧气体的比热比k所计算出的PV^k的值所决定的、从由燃料喷射阀开始喷射燃料后到所述PV^k的值取最小值PV^kmin的时间Δtd；所述补正装置补正所述EGR气体量，使得所述Δtd达到预先决定的目标值。

28.如权利要求20所述的内燃机的控制装置，其中，所述选择的燃烧参数为，根据由通过所述汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力P、由曲柄转角θ所决定的燃烧室容积V和燃烧气体的比热比k所计算出的PV^k的值所决定的、由燃料喷射阀开始喷射燃料后从所述PV^k的值取最小值PV^kmin到取最大值PV^kmax的时间Δtc；所述补正装置调节所述EGR气体量，使得所述Δtc达到预先决定的目标值。

29.如权利要求27或28所述的内燃机的控制装置，其中，所述燃料喷射阀在主燃料喷射之前进行向燃烧室内喷射少量燃料的预喷射；所述燃烧参数计算装置，在主燃料喷射开始后开始检测所述PV^kmin的值。

30.如权利要求1所述的内燃机的控制装置，其中，所述选择的燃烧参数为，利用由所述汽缸内压力传感器所检测出的燃烧室内压力P、由曲柄转角θ所决定的燃烧室容积V和预先决定的常数γ，作为V的γ次方与P的乘积所计算出的参数PV^γ相对于曲柄转角θ的变化率d(PV^γ)/dθ；所述补正装置，根据所述变化率检测出包括燃烧室内的燃烧开始时间和终止时间的燃烧期间，并且补正来自所述燃料喷射阀的燃料喷射时间和燃料喷射压力中的至少一个，使得所述燃烧期间与预先决定的期间一致。

31.如权利要求30所述的内燃机的控制装置，其中，所述补正装置，根据作为所述燃烧开始时间和所述燃烧终止时间上的所述燃烧室内压力P和所述燃烧室容积V的乘积所计算出的参数PV的值，计算出所述燃烧期间内的汽缸内发热量，并补正来自所述燃料喷射阀的燃料喷射量，使得所计算出的汽缸内发热量达到预先决定的值。

32.如权利要求31所述的内燃机的控制装置，其中，所述内燃机，除了主燃料喷射之外，还在主燃料喷射之前或之后，或者前后都进行向内燃机燃烧室喷射燃料的多点燃料喷射；所述补正装置对多点燃料喷射中的至少一个的燃料喷射，进行基于所述d(PV^γ)/dθ的值的燃料喷射时间或燃料喷射压力的补正，和基于所述PV值的燃料喷射量的补正。

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