JP2712288B2 - ディーゼルエンジンの燃料噴射制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 発明の目的 ［産業上の利用分野］ 本発明は、ディーゼルエンジン特に自動車用のディー
ゼルエンジンの燃料噴射制御装置に関する。

［従来の技術］ 従来、ディーゼルエンジンの燃費の向上、好適な出力
性能の維持、スモークの発生防止等を実現するため、燃
料噴射ポンプ等の調整を車両の出荷時等に行ない該噴射
ポンプ自体による噴射量バラツキを抑制するばかりか、
経年変化による噴射量の変動を予め考慮した精密な燃料
噴射制御を行なう種々の技術が提案されている。

例えば、特開昭56−75928号には、出荷時に最適に設
定された燃料噴射量の算出法に基づきディーゼルエンジ
ンの各運転状態における燃料噴射量を算出し、その結果
をディーゼルエンジンがアイドル状態にあるときの経年
変化による燃料噴射量の変動を考慮して算出した補正量
（以下、アイドル時補正量という）によって一律に補正
する技術が開示されている。

［発明が解決しようとする課題］ 上記技術によれば、経年変化に基づく燃料噴射量の変
動を考慮することによって、不測な回転数の変動、スモ
ーク発生量の増大等を回避することができるが、次のよ
うな問題点が残されている。

従来の技術は前述した如くアイドル時補正量により他
の運転状態、例えば高負荷運転時等の燃料噴射量を補正
算出し噴射制御しているため、上記高負荷運転時等にお
いて出力が低下したり、大量のスモークが発生すること
がある。又、パイロット噴射を行なうために燃料噴射ポ
ンプの加圧室に連通してシリンダを取り付け、該シリン
ダ内で摺動するピストンを圧電アクチュエータで押圧移
動することにより加圧室内の圧力を増減する構成とした
燃料噴射ポンプにおいては、例えばパイロット噴射の実
行・停止の切替時に大幅なトルクの低下が発生したりす
る。

このように、出力の低下やスモークの発生、トルクの
低下が生じるのは、アイドル時補正量によって最適とな
るよう補正算出した燃料噴射量（以下、算出噴射量とい
う）と実際にディーゼルエンジンの燃焼室に噴射された
燃料噴射量（以下、実噴射量という）との間に差が生
じ、実噴射量とディーゼルエンジンの必要とする燃料噴
射量（以下、必要噴射量という）とが一致しなくなるか
らである。このような差が生じる原因は次のように説明
できる。

燃料噴射ポンプのプランジャとシリンダ間やパッキン
等による各シール部あるいは配管経路におけるシール部
等には微小スキマが存在するので、この微小スキマから
燃料が漏れ出ている（以下、燃料漏れ量をモレ量ΔQlos
sという）。このモレ量ΔQlossが算出噴射量と実噴射量
との差に相当している。又、燃料噴射ポンプが燃料圧送
行程となり加圧室内が高圧となった場合に、圧電アクチ
ュエータのシリンダ内周とピストン外周との微小空間、
即ちピストンの摺動部に入り込んだ燃料を加圧室に戻す
リーク量も前記モレ量ΔQloss同等に算出噴射量と実射
量との差に影響を与えている（以下、このリーク量を含
めてモレ量ΔQlossという）。

一方、ディーゼルエンジンの燃料である軽油は、ガソ
リンと異なり温度によってその特性が変化する性質をも
ち合わせている。このため、例えばディーゼルエンジン
の始動直後等で燃料ポンプの温度が低く、燃料温度が低
いときには動粘度が高く流動性は低いが、例えばディー
ゼルエンジンの稼働に伴って燃料ポンプの温度が上昇
し、燃料温度が上昇するに従って動粘度が低下し流動性
が上昇するといった燃料性状の変化が生じる。そして、
燃料温度によって動粘度が低下し流動性が増すと、モレ
量ΔQlossが増え実噴射量が低下し、出力の低下、トル
クの低下等が起きるのである。

このモレ量ΔQlossが総噴射量に占める割合はディー
ゼルエンジンの回転数、負荷等の運転状態によって一様
ではなく、同一の燃料噴射量では回転が低い程増加し、
同一の回転数では燃料噴射量が多い程増加する。即ち、
低回転、高噴射量の条件ほど燃料性状の影響を受ける。

このようにモレ量ΔQlossはディーゼルエンジンの運
転状態によって一様ではないために、アイドル時補正量
に基づき全ての運転状態において一律に燃料噴射量を補
正算出し噴射制御する従来の技術では、上記モレ量ΔQl
ossを考慮することができず実噴射量に大きな変動をき
たし、出力の低下やスモークの発生、トルクの低下等が
起きるのである。特に、回転数が所定値以上となるとス
モークの発生を抑制するための上限値である最大噴射量
を減少させることが好ましいが、アイドル時補正量によ
る一律な補正で算出した算出噴射量が前記最大噴射量を
大きく超える量となり、算出噴射量からモレ量ΔQloss
を差し引いた実噴射量でさえ前記最大噴射量を超える場
合がある。このようなときには大量のスモークが発生す
るばかりか、機関の損傷をも招いてしまう。

本発明は上記問題点を解決するためになされ、その目
的は、ディーゼルエンジンの各運転状態におけるディー
ゼルエンジンにもっとも望ましい必要噴射量の燃料を、
燃料性状の変化等に関わらず全ての運転状態において実
際に燃焼室に噴射制御することができるディーゼルエン
ジンの燃料噴射制御装置を提供することである。

発明の構成 ［課題を解決するための手段］ 上記課題を解決するための本発明のディーゼルエンジ
ンの燃料噴射制御装置は、ディーゼルエンジンEGの少な
くとも回転数を含む運転状態を検出する運転状態検出手
段M1と、該運転状態検出手段M1の検出結果に応じて前記
ディーゼルエンジンEGに噴射する燃料噴射量を演算する
噴射量演算手段M2と、前記ディーゼルエンジンEGがアイ
ドル状態にあるか否かを判別する状態判別手段M3と、前
記ディーゼルエンジンEGがアイドル状態にあるときに、
該ディーゼルエンジンEGの回転数の目標アイドル回転数
との偏差ΔNeを算出する偏差算出手段M4と、前記ディー
ゼルエンジンEGがアイドル状態にあるときに、前記偏差
ΔNeを所定値以下とするため前記燃料噴射量を増減させ
る基準補正量を算出する基準補正量算出手段M5と、前記
噴射量演算手段M2により演算された燃料噴射量を前記基
準補正量で補正した量の燃料を噴射制御する噴射制御手
段M6とを備えるディーゼルエンジンの燃料噴射制御装置
において、前記ディーゼルエンジンEGがアイドル状態で
はないときに、該ディーゼルエンジンEGの回転数に応じ
て変化し所定の回転数以上では回転数が高くなるほど小
さくなるモレ補正値に基づいて前記基準補正量を補正す
るモレ補正手段M7を設けたことを特徴とする。

［作用］ 本発明のディーゼルエンジンの燃料噴射制御装置で
は、運転状態検出手段M1がディーゼルエンジンEGの少な
くとも回転数を含む運転状態を検出し、噴射量演算手段
M2は、運転状態検出手段M1の検出結果、例えば吸気温、
過給圧、回転数等に応じてディーゼルエンジンEGに噴射
する燃料噴射量を演算する。また、状態判別手段M3は、
ディーゼルエンジンEGがアイドル状態にあるか否かを判
別する。

偏差算出手段M4は、ディーゼルエンジンEGがアイドル
状態にあるときに、ディーゼルエンジンEGの回転数の目
標アイドル回転数との偏差ΔNeを産出する。この偏差Δ
Neは、経年変化、モレΔQloss、噴射ポンプの調整バラ
ツキ等により生じるものである。

基準補正量算出手段M5は、ディーゼルエンジンEGがア
イドル状態にあるときに、偏差ΔNeを所定値以下、例え
ば０とするために増減しなければならない燃料噴射量を
増減分すなわち基準補正量を、所定の計算式または予め
定められたマップ等を用いて算出する。

噴射制御手段M6は、噴射量演算手段M2により演算され
た燃料噴射量を基準補正量で補正した量の燃料を噴射制
御する。

したがって、ディーゼルエンジンEGがアイドル状態に
あるときには、燃料噴射量を基準補正量で補正した量の
燃料が噴射されるので、経年変化、モレ量ΔQloss、噴
射ポンプの調整バラツキ等に起因する、アイドル時の不
測な回転数の変動やスモーク発生量の増大等を回避でき
る。

一方、ディーゼルエンジンEGがアイドル状態にないと
きには、モレ補正手段M7が、ディーゼルエンジンEGの回
転数に応じて変化し所定の回転数以上では回転数が高く
なるほど小さくなるモレ補正値に基づいて基準補正量を
補正する。モレ補正値は、例えば計算式によって演算さ
れたりマップ等から求めることができる。

このモレ補正値は、モレ量ΔQlossがディーゼルエン
ジンの運転状態によって一様ではないので、それを補正
するためのものである。前述したように、モレ量ΔQlos
sは、燃料の噴射時間が長いほどすなわち同一の燃料噴
射量なら回転数が低いほど増加し、同一回転数では燃料
噴射量が多いほど増加する。したがって、普通、モレ量
ΔQlossは、回転数の上昇に伴って増加した後回転数の
上昇に伴って減少する。モレ補正値は、こうしたモレ量
ΔQlossの変化に対応している。

そして、噴射制御手段M6は、噴射量演算手段M2により
演算された燃料噴射量を、このモレ補正量に基づいて補
正した基準補正量で補正した量の燃料を噴射制御するか
ら、ディーゼルエンジンEGがアイドル状態にないときの
噴射量は、回転数や負荷等によって変動するモレ量ΔQl
ossを考慮したものとなり、そのときの最適な燃料噴射
量となる。すなわち、必要噴射量と実噴射量との間に差
が生じないから、この差に起因する出力不足やスモーク
の発生等の不具合を防止できる。

［実施例］ 次に、本発明によるディーゼルエンジンの燃料噴射制
御装置の実施例を図面に基づき説明する。

第２図は本発明の第１の実施例であるディーゼルエン
ジンのシステム構成図である。

ディーゼルエンジン用分配型燃料噴射ポンプ１は、デ
ィーゼルエンジン２のクランク軸にベルト等を介して連
結されたドライブプーリ３の回転により駆動され、ディ
ーゼルエンジン２の燃料噴射ノズル４に燃料を圧送す
る。ドライブプーリ３には突起５が突設され、燃料噴射
ポンプ１のポンプハウジング６に設けられた基準カム角
センサ７を用いてディーゼルエンジン２の所定のクラン
ク角度（本実施例の場合TDC（上死点））を検出できる
ようにされている。またドライブプーリ３に接続された
燃料噴射ポンプ１のドライブシャフト８には、燃料フィ
ードポンプであるベーン式ポンプ９及び外周面に複数の
突起を有するパルサ10が取り付けられ、その先端部分
で、図示しないカップリングを介してカムプレート11に
接続されている。

カムプレート11はプランジャ12と一体的に接合され、
ドライブシャフト８の回転に応じて回転される。またカ
ムプレート11はタイマ装置13によって位置決めされるロ
ーラリング14に接続されており、ローラリング14に取り
付けられたカムローラ15によって図中左右方向に往復動
される。従ってカムプレート11及びプランジャ12はドラ
イブシャフト８の回転によって回転及び往復動されるこ
ととなる。

次にプランジャ12は図示しない燃料カットバルブ（FC
U）により開閉される吸気ポートを介してポンプハウジ
ング６内の燃料室16と連通されたポンプシリンダ17内に
嵌挿され、その往復動により燃料を加圧し、デリバリバ
ルブ18を介してディーゼルエンジン２の各気筒に燃料を
圧送する。即ちプランジャ12の先端部には気筒数と対応
する燃料通路12aが形成され、図中左方向に移動する
際、燃料室16内の燃料を加圧室17a内に吸入し、図中右
方向に移動する際、加圧室17a内の燃料を加圧して分配
ポート12bから燃料を圧送するよう構成されているので
ある。

一方ポンプシリンダ17からハウジング６に渡って、該
シリンダ17の加圧室17aと連通して、スピルポート17bが
形成され、電磁スピル弁20を介して燃料室16と連通され
る。電磁スピル弁20はニードル弁20aの開閉により動作
され、プランジャ12の図中右方向への移動時、即ち燃料
加圧圧送時に加圧室17aと燃料室16とを連通し、加圧室1
7a内の燃料を溢流してディーゼルエンジン２への燃料供
給を停止する。又、プランジャ12の燃料通路12aにはシ
リンダ17の燃料導入通路17cが連通し、燃料遮断弁21に
より吸入行程で開放し、その他の行程では遮断される。

次にタイマ装置13は、タイマハウジング13a、タイマ
ハウジング13a内に嵌挿され、ローラリング14と接続さ
れたタイマピストン13b、及びタイマピストン13bを図中
右方向に押圧付勢するスプリング13cから構成され、燃
料室16内の高圧燃料が導入される高圧室13dの燃料圧に
よりタイマピストン13bを位置決めすることによって、
ローラリング14の位置を決定し、燃料噴射時期を調節す
る。また高圧室13dの燃料圧は、高圧室13dと低圧室13e
との連通通路22に設けられ、デューティ比の制御された
パルス駆動信号により開閉制御される油圧制御弁23によ
って調圧される。

上記タイマ装置13及び油圧制御弁23により位置決めさ
れるローラリング14には、上記パルサ10と対向する位置
で、パルサ10の外周面に形成された突起が横切る度に検
出信号を発生する回転速度センサを兼ねる実カム角セン
サ（以下回転速度センサともいう）25が設けられ、燃料
噴射ポンプの回転数、即ちディーゼルエンジン２の機関
回転数と、燃料噴射ポンプの燃料噴射周期とを各々検出
できるよう構成されている。即ちこのパルサ10の外周面
には、外周面を４等分する４箇所を切断とする56個の突
起が形成されているため、実カム角センサ25からの検出
信号を波形整形することによって、燃料噴射周期と同期
した基準信号及び回転速度を表す基準カム角信号が得ら
れる。またこの実カム角センサ25はローラリング14に固
定され、その回動と共に移動することから、基準信号及
び実カム角信号からカムローラ15のリフト時、即ち燃料
の噴射開始時期を検出できる。又既述した基準カム角セ
ンサ７からの検出信号を波形整形することによってディ
ーゼルエンジン２のTDC信号が得られる。

ディーゼルエンジン２は、シリンダ33、ピストン34に
より主燃焼室35を形成し、該主燃焼室35にはグロープラ
グ36aを備えた副燃焼室36が連設されて、既述した噴射
ノズル４は、該副燃焼室36に燃料を噴射する。また、デ
ィーゼルエンジン２の吸気管37にはターボチャージャ38
のコンプレッサ39が配設され、一方、排気管40にはター
ビン41が設けられている。また、排気管40には、過給圧
を調節するウエイストゲートバルブ42にも配設されてい
る。

検出器としては、既述した燃料噴射ポンプ１の回転速
度センサ25、アクセル操作量を検出するポテンショメー
タよりなるアクセルセンサ51、ディーゼルエンジン２の
吸気管37に設けられ、吸入空気温度を検出する吸気温セ
ンサ52、吸気管37に連通する吸気ポート37aに配設さ
れ、過給圧力を検出する過給圧センサ53、シリンダブロ
ック33aに設けられ、冷却水温を検出する水温センサ5
4、エアコン55aのコンプレッサの駆動を指示するエアコ
ンスイッチ55、パワーステアリングが作動していること
を示すパワーステアリングスイッチ56、自動変速機のシ
フトがニュートラルであることを示すニュートラルスイ
ッチ57、車軸に設けられた回転磁石のNS極をリードスイ
ッチのオン・オフ信号に替えて車両の速度を検出する車
速センサ58を備えている。

上記各センサの検出信号は電子制御装置（以下単にEC
Uとよぶ）60に入力され、一方、ECU60は既述した燃料遮
断弁21、電磁スピル弁20および油圧制御弁23を駆動して
ディーゼルエンジン２の制御を行ない、更にグロープラ
グ36aの制御及びエアコン55aのコンプレッサへのディー
ゼルエンジンからの駆動力を伝達する電磁クラッチ59の
オン・オフ制御をしている。

次に上記ECU60の構成を第３図に基づいて説明する。

ECU60は、上述した各センサによって検出された各信
号を制御プログラムに従って入力および演算するととも
に、上記各弁20,21,23、グロープラグ36aおよび電磁ク
ラッチ59を制御するための処理を行うセントラルプロセ
ッシングユニット（以下単にCPUとよぶ）60a、上記制御
プログラムおよび初期データが予め記憶されているリー
ドオンリメモリ（以下単にROMとよぶ）60b、ECU60に入
力される各種データや演算制御に必要なデータが一時的
に記憶されるランダムアクセスメモリ（以下単にRAMと
よぶ）60c、およびディーゼルエンジン２の図示しない
キースイッチが運転者によってオフされても以後の該デ
ィーゼルエンジン２の制御に必要な各種データを記憶保
持可能なようにバッテリによりバックアップされたバッ
クアップランダムアクセスメモリ（以下単にバックアッ
プRAMとよぶ）60d等を中心に論理演算回路として構成さ
れ、コモンバス60eを介して入力ポート60fおよび出力ポ
ート60gに接続されて外部各機器との入出力を行う。

また、ECU60には、上述したアクセルセンサ51,水温セ
ンサ54,吸気温センサ52,過給圧センサ53,エアコンスイ
ッチ55,パワーステアリングスイッチ56,ニュートラルス
イッチ57からの出力信号のバッファ60h,60i,60j,60k,60
m,60n,60pが設けられており、上記一部のセンサ51,52,5
3,54の出力信号をCPU60aに選択的に出力するマルチプレ
クサ60q、およびアナログ信号をディジタル信号に変換
するA/D変換器60r、回転速度センサ25,基準カム角セン
サ7,車速センサ58の出力信号の波形を整形する波形整形
回路60sも配設されている。これら各センサからの信号
は入力ポート60fを介してCPU60aに入力される。

さらに、ECU60は、既述した電磁スピル弁20、燃料遮
断弁21、油圧制御弁23、電磁クラッチ59、グロープラグ
36aの駆動回路60t,60u、60v,60w,60xを備え、CPU60aは
出力ポート60gを介して上記駆動回路60t,60u,60v,60w,6
0xに制御信号を出力する。

次に、上記ECU60により実行される処理を第４図以下
に示すフローチャートに基づいて説明する。

先ず第４図のフローチャートはディーゼルエンジン２
の回転数を算出する割り込みルーチンを示し、噴射ポン
プ１に取り付けられた回転速度センサ25からのパルス信
号により、割り込み要求信号を発生させ、第５図のグラ
フに示すパルス間の時間を配列変数Ｔ（ｉ）に格納し
（ステップ100）、エンジン１回転分のデータ数だけ、
メモリにサイクリック的に蓄積していく（ステップ11
0）。これにより、最も最近の回転データからの１回転
分のデータΣＴ（ｉ）を蓄積し、１回転以上過去のデー
タは消去していく。

また第６図のフローチャートは車速を算出する割り込
みルーチンを示し、車速センサ58の検出信号により、割
り込み要求信号を発生させ、パルス間の時間を変数ＴSP
Dに格納し（ステップ120）、該変数ＴSPDより車速ＳPD
＝K1/TSPD（K1:定数）を算出する（ステップ130）。

第７図（ａ）、（ｂ）のフローチャートは、図示しな
いキースイッチがONされてからOFFとなるまでくり返し
処理される噴射量算出ルーチンを示し、まず後述するフ
ラグ等をリセットする初期処理を行なう（ステップ20
0）。次に、第４図の回転数割り込みルーチンで蓄積さ
れたディーゼルエンジン２の１回転分のパルス間時間デ
ータΣＴ（ｉ）より回転数Ne＝K2/ΣＴ（ｉ）（K2:定
数）を算出し、この値を現在のエンジン回転数とし（ス
テップ210）、アクセルセンサ51からの出力値よりアク
セル開度Accを算出する（ステップ220）。

その後エンジン冷却水温THWやエアコンのON/OFF状態
及びＤレンズ又はＮレンジの選択状態で決定される運転
状態に応じた目標アイドル回転数（ＮIDL）を算出する
（ステップ300）。第８図のフローチャートに上記ステ
ップ300における目標アイドル回転数算出ロジックを示
す。先ず水温センサ54からエンジン冷却水温THWを算出
し（ステップ310）、前記冷却水温THWに応じた水温補正
係数Ｆ（ｗ）を、例えば第９図のグラフに示すような特
性を用いて算出する（ステップ320）。次にトルコン車
の場合、ニュートラルスイッチ57によってニュートラル
（Ｎ）レンジか、ドライブ（Ｄ）レンジかを判定する
（ステップ330）。Ｄレンジの場合はステップ340へ、Ｎ
レンジの場合はステップ345へ跳び、各々のレンジの目
標アイドル回転数ＮD（Ｄレンジ）、ＮN（Ｎレンジ）に
ステップ320で求めた水温補正係数Ｆ（ｗ）を掛ける。
ＮD,NNは完全暖機状態での目標回転数であり、冷却水温
が低い場合は、目標回転数をＦ（ｗ）の値倍だけ上昇さ
せ、暖機アイドルアップを図る。こうして求めたトルコ
ン各レンジでの冷却水温THWに応じた目標アイドル回転
数をＮFとする。ステップ350,355では各レンジでのエア
コンスイッチ55のON/OFFを判定し、ステップ360,365で
はエアコンスイッチ55がONの場合、アイドルアップ回転
数ＮDAC（Ｄレンジ）、ＮNAC（Ｎレンジ）を前述の目標
アイドル回転数ＮFに加算する。こうして求めた負荷状
態に応じた目標アイドル回転数ＮFをＮIDLとする（ステ
ップ370）。ここでパワーステリングスイッチ560Nによ
るアイドルアップ要求信号がある場合は、目標アイドル
回転数ＮFに、該当アイドルアップ要求回転数分加算す
る。

第７図（ａ）の噴射量算出ルーチンに戻り、冷却水温
THW,ニュートラルレンジ，エアコン55aなどの負荷変動
に伴い必然的にガバナパターンを移動させる見込みガバ
ナパターン移動比例補正量（比例分）ＮPを算出する
（ステップ400）。第10図のフローチャートに上記ステ
ップ400における見込みガバナパターン移動比例補正量
（比例分）ＮPの算出ロジックを示す。まず、冷却水温T
HWに応じた補正量ＮPWを、例えば第11図のグラフに示す
ような特性を用いて算出する（ステップ410）。次にニ
ュートラルスイッチ57の出力内容を判定し（ステップ42
0）、Ｄレンジの場合ステップ430へ、Ｎレンジの場合ス
テップ435へ跳び、各々のレンジにおけるエアコンスイ
ッチ55のON/OFFを判定する。そしてステップ440,450,46
0では、トルコンのレンジ変化、又はエアコンスイッチ5
5に伴う負荷変動を見込んだガバナパターン移動補正量
定数KN PD（Ｄレンジ、エアコン55a OFF）,KN PDAC
（Ｄレンジ，エアコン55a ON）,KN PNAC（Ｎレンジ，
エアコン55a ON）をNpとする。そして、ステップ470に
て、ステップ410で求めた冷却水温補正量NpwをNpに加算
し、最終の見込みガバナパターン移動比例補正量Npとす
る。又ここで、パワーステアリング56がONであれば、そ
の見込み補正量をNpに加算する。

第７図（ａ）に戻りステップ500以下、ステップ540ま
での判定により、ディーゼルエンジン２の運転状態がア
イドル安定状態、アイドル非安定状態又は走行状態のい
すれかであるかを判定する。即ち、車速センサ58より求
められた車速ＳPDが零か否かを判定し（ステップ50
0）、ＳPD＝０であれば前記ステップ220で求めたアクセ
ル開度ＡCCからアイドル状態であるかどうかを判定する
（ステップ510）。アイドルならば前記ステップ210で求
めた回転数NeがNe＞400rpmを満足するか否かによって始
動直後であるか否かを判定し（ステップ520）、Ne＞400
rpmが成立する場合はステップ530へ移る。ステップ530
では500,510,520の条件がすべて成立してからの経過時
間を、例えば5msec（あるいは、５〜50msec）のカウン
タＣTIMEでカウントする。そして1.5秒以上経過したか
どうかを判定する（ステップ540）。ステップ540で上記
経過時間が所定時間（1.5秒）を超えたと判定するとア
イドル安定状態であると判定され、該状態を示すアイド
ルフラグＦIDLをセットし（ステップ550）、その後ステ
ップ560の処理へ移る。

一方、ステップ500にて車速ＳPD＞０であると判定し
た場合、又はステップ510にてアイドル状態でないと判
定した場合は、走行状態であると判定され後述するステ
ップ740以下の処理へ移行する。更に、ステップ520にて
Ne＞400rpmが成立しないと判定した場合は、ＣTIMEをク
リアし（ステップ570）、例えば冷却水温THWが低く、始
動直後の不安定なアイドル非安定状態であると判定され
る。その後ステップ540の判定で1.5以上経過していない
と判定された場合も含めてアイドルフラグＦIDLをリセ
ットし（ステップ580）後述するステップ740の処理に移
行する。

ステップ550でＦIDLをセット後、ステップ300で求め
た目標アイドル回転数ＮIDLと、ステップ210で求めた現
在の実際の回転数Neとの誤差ΔＮIDLを算出する（ステ
ップ560）。なお、ここでステップ300の目標アイドル回
転数ＤIDLを算出してもよい。次にその誤差をΔＮIDLを
もとに、ガバナパターン移動積分補正量（積分分）NIを
算出する（ステップ600）。第12図のフローチャートは
上記ステップ600におけるガバナパターン移動積分補正
量NIの算出ロジックを示す。先ず、補正積分量ΔNIをΔ
ＮIDLから、所定の関係、例えば第13図のグラフに示す
ような特性で計算式又はマップ補間によって求める（ス
テップ610）。次にステップ610で求めた補正積分量ΔNI
を加算積分してΣΔNIとし（ステップ620）、ステップ6
20での積分値ΣΔNIが上限、下限値（ここでは上下限と
も絶対値でKN IMAXとした。）から外れていないか否か
を判定し（ステップ630）、外れていた場合ステップ640
で上限（＋KN IMAX）、下限値（−KN IMAX）のガードを
かける。こうして求めたガバナパターン移動積分補正量
ΣΔNIをNIとする（ステップ650）。

第７図（ｂ）の噴射量算出ルーチンへ戻り、前記ステ
ップ470で求めたガバナパターン比例補正量ＮPとステッ
プ650で求めた積分補正量NIとの和をＮPIとして設定す
る（ステップ710）。次いでステップ650にて設定された
積分補正量NIを次式に示す如くなまし処理平均化処理し
て学習値NFGを得る（ステップ720）。

NFG＝（ΣNI＋NI）/n ここでｎは積分補正量NIの算出回数である。

なお、ステップ720で上記ｎを可能な限り大きな値に
設定して学習値NFGを求めるようにすればNFGの学習スピ
ードが長くなり、各種の外乱因子の影響による誤った学
習値NFGを算出することが回避できる。また、前記積分
補正量NIに対してエアコンのON/OFF条件等に基づくオフ
セットを考慮して、NFGの誤学習の可能性を低くしても
よい。

次いでステップ720で算出した学習値NFGに応じてマッ
プ検索又は計算式により、アイドル安定状態における噴
射補正量である基本補正量Qcoを次式の如く算出する
（ステップ730）。

Qco＝ＫQ×NFG（ＫQ：定数） そして算出された基本補正量Qcoは、バックアップRAM
60dの所定アドレスに以前のQcoを更新して書き込まれ、
記憶保持される。

次に上記ステップ710で求めたＮPIを実際の回転数Ne
から下式のごとく減じて、噴射量算出用回転数Neoを求
める（ステップ740）。

Neo＝Ne−ＮPI 該Neoとステップ220で算出したアクセル開度Accとを
もとに、基本噴射量ＱBASEをマップ検索又は計算式によ
って求めることにより（ステップ800）、見かけ上ガバ
ナパターンを回転数軸方向にＮPIだけ平行移動させる。
この様子を図示したものが第14図のグラフであり、この
図はアイドル噴射量ガバナパターンＩを回転数軸方向へ
ＮPIだけ平行移動させたガバナパターンIIを示してい
る。そして吸気温、過給圧、回転数等に基づくこのとき
の運転状態に応じた最大噴射量（スモーク限界）ＱMAX
を求める（ステップ810）。

次に、アイドル安定状態を示す前記アイドルフラグＦ
IDLがセット状態か否かを判定する（ステップ820）。Ｆ
IDLがセット状態であれば、現在アイドル安定状態であ
るか、あるいは該状態を経て現在は走行状態にあると判
定され、次のようにして最終補正量Qcを算出する（ステ
ップ830）。即ち、前記ステップ730で算出された後バッ
クアップRAM60dに記憶保持されている基本補正量Qcoと
回転数Neに基づき予めROM60bに記憶された第15図の如き
係数ｆ（Ne）とから次式の如く最終補正量Qcを算出し、
算出したQcをバックアップRAM60dの所定アドレスに以前
のQcを更新して書込み記憶保持する（ステップ830）。

Qc＝Qco×ｆ（Ne） ここで上記係数ｆ（Ne）は、燃料補給や燃料温度の変
化に伴って燃料性状（動粘度、流動性）が変化し、燃料
噴射ポンプ等の微小スキマから漏れ出るモレ量ΔQloss
を想定するものであり次のように定められている。

前述した如く、このモレ量ΔQlossは燃料の噴射時間
が長い程、即ち同一の燃料噴射量では回転が低い程増加
し、同一回転数では燃料噴射量が多い程増加する。従っ
て第16図に示す如く、低回転、高噴射量のの条件ほどモ
レ量ΔQlossの影響を受けることになる。図においてQi
は燃料噴射量であり、Qi,Qi＋1,Qi＋２…Qnの順に噴射
量が減少していることを示している。一方、前記ステッ
プ810で求められる最大噴射量ＱMAXは、第17図に示す如
く一般に回転数の上昇に伴って増加した後、所定の回転
数以上の範囲では一定となり、さらに回転数が上昇する
と減少するよう定められている。従って、モレ量ΔQlos
sを想定する第15図の如き係数ｆ（Ne）は、上記第16図
と第17図とから回転数Neに対して、回転数の上昇に伴っ
て上昇した後回転数の上昇に従って減少する関係を有す
るのである。

一方、ステップ820でアイドルフラグＦIDLがリセット
状態であれば、現在は始動直後の不安定なアイドル非安
定状態であるか、あるいは該状態を経て現在は走行状態
にあるためNFG及びQcoが算出されていないと判定され
る。従ってバックアップRAM60dに記憶保持されている前
回の最終補正量Qcを読み込み（ステップ840）、次いで
読込んだ前回のQcから次式により今回の最終補正量Qcを
算出し、ステップ830同様算出したQcをバックアップRAM
60dに記憶保持する（ステップ850）。

Qc＝Qc×ｋ ここでｋは０≦ｋ≦１を満たす定数であり、エンジン
冷却水温THW等により設定される。

このようにしてステップ830又は850で最終補正量Qcが
求められると、ステップ810で算出した最大噴射量ＱMAX
に上記最終補正量Qcを加算して今回の最大噴射量ＱMAX
を求める（ステップ860）。

ＱMAX＝ＱMAX＋Qc 次いでステップ800で求めたＱBASEとステップ860で求
めたＱMAXの小さい方の値を最終噴射量ＱFINとし（ステ
ップ870）、求めた最終噴射量ＱFINに相当する噴射量指
令値Vsを求め、噴射量コントロールアクチュエータ駆動
回路に出力する（ステップ880）。

以上説明したように本実施例は、アイドル安定状態状
態におけるガバナパターン移動積分補正量NIをなまし平
均化処理して得た学習値NFGに基づき基本補正量Qcoを算
出するとともに、該Qcoと、モレ量ΔQlossを想定し回転
数によって定まる係数ｆ（Ne）とから算出された最終補
正量Qcによって走行状態における最大噴射量ＱMAXを随
時補正している。従って本実施例の燃料噴射制御装置
は、燃料性状の変化等に関わらず、上記の如く最大噴射
量ＱMAXを回転数に応じて好適に、即ちモレ量ΔQlossが
小さいときはＱMAXを小さくΔQlossが大きいときにはＱ
MAXを大きく補正することにより、実噴射量が多くなり
すぎることを防止し、スモークの大量発生や機関の損傷
を確実に回避し安定した出力性能を維持することができ
る燃料噴射制御装置となる。

更に、燃料噴射ポンプをディーゼルエンジンに取りつ
けた際の所謂筒内外差に起因する燃料噴射量バラツキや
上記噴射ポンプ各々の調整バラツキに起因する燃料噴射
量バラツキは、前述したモレ量ΔQloss、即ち算出噴射
量と実噴射量との差に反映する。このため上記燃料噴射
量バラツキをも補正することができる。

特に本実施例の燃料噴射制御装置は、燃料性状の変化
による燃料量補正を燃料温度センサ等の特別なセンサを
用いることなく行なうことができる為、安価な燃料噴射
制御装置となる。

また、始動直後の不安定なアイドル非安定状態、ある
いは該状態を経てからアイドル安定状態となる以前の走
行状態では、今回の最終補正量Qcを前回の最終補正量Qc
とエンジン冷却水温THW等によって定まる定数ｋ（０≦
ｋ≦１）とから求めることとにした。このため、最終補
正量Qcを不必要に大きな値とすることはなく、アイドル
非安定状態時等においてもスモークの発生等を抑えるこ
とができ、機関に無用な負担がかかることはない。

次に、本発明の第２の実施例について説明する。この
第２の実施例は、上述した第１の実施例と同一のシステ
ム構成を備え、第18図（ａ）、（ｂ）のフローチャート
に示す如くの噴射量算出ルーチンを実行している。

第18図（ａ）、（ｂ）のフローチャートは、第１の実
施例と同様図示しないキースイッチがONされてからOFF
となるまでくり返し処理される噴射量算出ルーチンを示
している。

第１の実施例と同様にして、ステップ1200の初期処理
からステップ1810の最大噴射量ＱMAX算出処理までを行
なう。即ち、まずフラグ等をリセットする初期処理を行
ない（ステップ1200）、現在の回転数Ne（ステップ121
0）、アクセル開度Acc（ステップ1220）を算出する。次
いで運転状態に応じた目標アイドル回転数（ＮIDL）を
算出し（ステップ1300）、エンジン冷却水温THW等によ
り見込みガバナパターン移動比例補正量ＮPを算出する
（ステップ1400）。次いで、ステップ1500以下、ステッ
プ1540までの判定によりアイドル安定状態であるか否か
を判断する。アイドル安定状態であればアイドルフラグ
ＦIDLをセット状態とし（ステップ1550）、前記目標ア
イドル回転数ＮIDLと現在の回転数Neとの誤差ΔＮIDLを
算出する（ステップ1560）。

一方、ステップ1500又は1510にて否定判定された場合
はステップ1740に移行する。またステップ1520にて否定
判定された場合はＣTIMEをクリアした後（ステップ157
0）、ステップ1540にて判定された場合も含めて、アイ
ドルフラグＦIDLをリセットし（ステップ1580）、ステ
ップ1740の処理へ移行する。

ステップ1560にて算出した誤差ΔＮIDLに基づきガバ
ナパターン移動積分補正量NIを算出する（ステップ160
0）。その後、ガバナパターン比例補正量ＮPと積分補正
量NIとの和をＮPIとして設定する（ステップ1710）。次
いで、積分補正量NIをなまし平均化処理して学習値NFG
を算出し（ステップ1720）、そのNFGに応じてマップ検
索又は計算式により基本補正量Qcoを算出し、該基本補
正量QcoをバックアップRAM60dに記憶保持する（ステッ
プ1730）。

次に、ステップ1710で求めたＮPIを実際の回転数Neか
ら減算して、噴射量算出用回転数Neoを算出し（ステッ
プ1740）、該Neoとアクセル開度Accとから基本噴射量Ｑ
BASEを算出する（ステップ1800）。次いで最大噴射量Ｑ
MAXを求め（ステップ1810）、ＱBASEとＱMAXの小さい方
の値を最終噴射量ＱFINとする（ステップ1900）。

そして、アイドル安定状態を示す前記アイドルフラグ
ＦIDLがセット状態か否かを判定する（ステップ191
0）。ＦIDLがセット状態であれば、現在アイドル安定状
態であるか、あるいは該状態を経て現在は走行状態にあ
ると判定され、次のようにして最終補正量Qcを算出する
（ステップ1920）。即ち、前記ステップ1730で算出され
た後バックアップRAM60dに記憶保持されている基本補正
量Qcoと、回転数Neおよび負荷Ｌに基づき予めROM60bに
記憶された第19図の如きマップから定められる係数ｆ
（Ne,L）とから次式の如く最終補正量Qcを算出し、算出
したQcをバックアップRAM60dの所定アドレスに以前のQc
を更新して書込み記憶保持する（ステップ1920）。

Qc＝Qco×ｆ（Ne,L） なお、ｆ（Ne,L）は、回転数Ne又は負荷Ｌから、ある
いはその両者に応じて検索もしくはマップ補間により定
められる。

ここで上記係数ｆ（Ne,L）は、燃料供給や燃料温度の
変化に伴って燃料性状（動粘度、流動性）が変化し、燃
料噴射ポンプ等の微小スキマから漏れ出るモレ量ΔQlos
sを想定するものであり次のように定められている。即
ち、同一負荷では回転数が高い程小さくなり、 ｆ（Ne1,Li）＞ｆ（Nei,Li） ＞ｆ（Nen,Li） また同一回転数では負荷が大きい程大きくなる ｆ（Ne1,L1）＜ｆ（Nei,Li） ＜ｆ（Nei,Lm） 関係の２次元マップである。

一方、ステップ1910でアイドルフラグＦIDLがリセッ
ト状態であれば、現在は始動直後の不安定なアイドル非
安定状態であるか、あるいは該状態を経て現在は走行状
態にあるためNFG及びQcoが算出されていないと判定され
る。従ってバックアップRAM60dに記憶保持されている前
回の最終補正量Qcを読み込み（ステップ1930）。次いで
読込んだ前回のQcから次式により今回の最終補正量Qcを
算出し、ステップ1920同様算出したQcをバックアップRA
M60dに記憶保持する（ステップ1940）。

Qc＝Qc×ｋ ここでｋは０≦ｋ≦１を満たす定数であり、エンジン
冷却水温THW等により設定される。

このようにしてステップ1920又は1940で最終補正量Qc
が求められると、ステップ1900で算出した最終噴射量Ｑ
FINに上記最終補正量Qcを加算して今回の最終噴射量ＱF
INを求める（ステップ1950）。なお、Qcを加算する替わ
りに、Qcに応じて定まる係数をＱFINに乗じて最終噴射
量ＱFINを算出してもよい。

ＱFIN＝ＱFIN＋Qc 次いで求めた最終噴射量ＱFINに相当する噴射量指令
値ＶSを求め、噴射量コントロールアクチュエータ駆動
回路に出力する（ステップ1960）。

以上説明したように本第２の実施例は、アイドル安定
状態におけるガバナパターンパターン移動積分補正量NI
をなまし平均化処理して得た学習値NFGに基づき基本補
正量Qcoを算出するとともに、該Qcoと回転数又は負荷若
しくはその両者で定まる運転状態におけるモレ量ΔQlos
sを想定した係数ｆ（Ne,L）とから算出した最終補正量Q
cによって、走行状態における最終噴射量ＱFINを随時補
正している。従って、本第２の実施例の燃料噴射制御装
置によれば、第１の実施例と同様な効果が明らかであ
る。即ち、ディーゼルエンジンに最も望ましい必要噴射
量を燃料性状の変化に関わりなく実際に燃焼室に噴射制
御することができる。このため、出力低下やスモークの
大量発生等を回避し常に安定した出力性能を維持できる
こと等といった第１の実施例と同一の効果がある。

特に本第２の実施例の燃料噴射量制御装置は、運転状
態を決定する２つの状態量（回転数と負荷）に基づき最
終噴射量ＱFINをディーゼルエンジンにとって最適な燃
料噴射量として算出することができるので、よりきめこ
まかく精密な燃料噴射制御が可能であり制動操作時を含
めて常にしかも確実に出力低下、スモークの発生等の回
避が可能で、安定した出力性能を維持することができる
燃料噴射装置となる。

次に、本発明の第３の実施例について説明する。

第20図に示す如く、第３の実施例は、上記第１及び第
２の実施例のディーゼルエンジン用分配型燃料噴射ポン
プ１に圧電アクチュエータ100を設置したものである。
従って、共通する構成部材については同一の符号を付し
て説明を省略し、上記実施例と異なる構成について述べ
ることとする。

即ち、燃料噴射ポンプ１のポンプシリンダ17の加圧室
17aと連通して圧電アクチュエータ100が設けられてい
る。この圧電アクチュエータ100は、筒状のケーシング1
01によりボディが形成されており、その一端はねじ部10
2を介して燃料噴射ポンプ１のハウジング６に固定され
ている。このケーシング101はシリンダの役目をするも
ので、その内部には、圧電素子103と、該圧電素子103に
当接されケーシング101の内側に液蜜を保ちながら摺動
可能なピストン104とが設けられている。圧電素子103は
円盤状のPZTを複数枚積層して構成されたもので、その
信号線105から電荷が供給されると、図における左右方
向に伸縮する。なお圧電素子103の右端側はケーシング1
01の内側端面に固定されている。

ピストン104は、ケーシング101の左端に嵌合されたデ
ィスタンスピース106とケーシング101の内面とで各編容
積室107を形成している。ピストン104にはＯリング108
が周設されており、より一層液密が保たれるようになさ
れている。また、可変容積室107には皿バネ109が内装さ
れており、ピストン104を介して圧電素子103に初期荷重
が与えられている。さらにディスタンスピース106には
連通孔110が設けられており、該連通孔110を介して可変
容積室107と上述した燃料噴射ポンプ１の加圧室17aとが
連通するようになされている。又、ディスタンプピース
106の加圧室17a側端面に突設した微小突起106aが、ポン
プシリンダ17の端面に当接し、該端面には加圧室17aと
連通する微小空間が形成されている。そして、この微小
空間とピストン104の右方側のケーシング101内面とを連
通するリーク通路111がケーシング101の周壁に穿孔され
ている。このリーク通路111を経由して、ケーシング101
内面のピストン摺動部の微小スキマに流入している燃料
が、プランジャ12の図中右方向への移動時、即ち燃料加
圧圧送時に加圧室17に戻される。

なお、圧電素子103に駆動信号を送信する信号線105
は、ECU60に接続されている。

ECU60は、圧電アクチュエータ100を駆動するために圧
電アクチュエータ100及び出力ポート60gと接続された図
示しない駆動回路を備え、基準カム角センサ７および回
転速度センサ25からの検出結果に基づき圧電アクチュエ
ータ100の駆動時期を示す制御信号を前記駆動回路に出
力する。駆動回路はその駆動回路制御信号を受けて該制
御信号に応じた電圧を信号線105を介して圧電アクチュ
エータ100に印加する。こうして圧電アクチュエータ100
の圧電素子103は図中左方向に伸長し、可変容積室107の
内容積を減小させる。

次に、本発明の第３の実施例にて実行する噴射量算出
ルーチンについて第21図（ａ）、（ｂ）に示すフローチ
ャートに基づき説明する。本実施例の噴射量算出ルーチ
ンも、上述した第1,第２の実施例の噴射量算出ルーチン
と同一処理については略記して説明することとする。

第21図（ａ）、（ｂ）のフローチャートは、第1,第２
の実施例と同様図示しないキースイッチがONされてから
OFFとなるまでくり返し処理され、まずフラグ等をリセ
ットする初期処理を行なう（ステップ2200）。次に、現
在の回転数Ne（ステップ2210）、アクセル開度ＡCC（ス
テップ2220）を算出する。次いで運転状態に応じた目標
アイドル回転数（ＮIDL）を算出し（ステップ2300）、
エンジン冷却水温THW等により見込みガバナパターン移
動比例補正量ＮPを算出する（ステップ2400）。次い
で、ステップ2500以下、ステップ2540までの判定により
アイドル安定状態であるか否かを判断する。アイドル安
定状態であればアイドルフラグＦIDLをセット状態とし
（ステップ2550）、前記目標アイドル回転数ＮIDLと現
在の回転数Neとの誤差ΔＮIDLを算出する（ステップ256
0）。

一方、ステップ2500又は2510にて否定判定された場合
はステップ2740に移行する。またステップ2520にて否定
判定された場合はＣTIMEをクリアした後（ステップ257
0）、ステップ2540にて判定された場合も含めて、アイ
ドルフラグＦIDLをリセットし（ステップ2580）、ステ
ップ2740の処理へ移行する。

ステップ2560にて算出した誤差ΔＮIDLに基づきガバ
ナパターン移動積分補正量NIを算出する（ステップ260
0）。その後、ガバナパターン比例補正量ＮPと積分補正
量NIとの和をＮPIとして設定する（ステップ2710）。次
いで、積分補正量NIをなまし平均化処理して学習値NFG
を算出し（ステップ2720）、そのNFGに応じてマップ検
索又は計算式により、アイドル安定状態におけるパイロ
ット噴射実行時の基本補正量ＱPI0を次式の如く算出
し、該基本補正量ＱPI0をバックアップRAM60dに記憶保
持する（ステップ2730）。

ＱPI0＝ＫQP×NFG（ＫQP：定数） 又は、第23図に示す如く予め定められたNFGとＱPI0と
の関係より得られたNFGに対応するＱPI0を算出する。

次に、ステップ2710で求めたＮPIを実際の回転数Neか
ら減算して、噴射量算出用回転数Neoを算出し（ステッ
プ2740）、該Neoとアクセル開度Accとから基本噴射量Ｑ
BASEを算出する（ステップ2800）。

次に、ディーゼルエンジン２の現在の運転状態が圧電
アクチュエータ100によるパイロット噴射を実行するパ
イロット噴射実行領域にあるか否かを判定する（ステッ
プ3000）。例えば、上記ステップ2800で算出したＱBASE
が予め定めた設定値ＱBASE1以下であり、かつステップ2
210で算出した現在の回転数Neが予め定めた設定回転数N
e1以下である軽負荷・低回転領域であるか否かによって
行う。

ステップ3000にて、パイロット噴射実行領域であるこ
とを否定判定すると、今回はパイロット噴射を実行しな
いので最終パイロット増量ＱPIを０とした後（ステップ
3010）何らの処理を行なうことなくステップ3080へ移行
する。一方、パイロット噴射実行領域であることを肯定
判定すると、基本パイロットＱPI1を次のようにして算
出する（ステップ3020）。即ち、回転数Neが同一のとき
のパイロット噴射実行時と非実行時において、同一の噴
射量Q1を噴射させる実験を行なって得られたスピル角の
差Δθ（本実施例では電磁スピル弁20を駆動させるまで
の時間差）に基づきＱPI1を決定する（第22図参照）。
なお、このＱPI1を決定する際に、回転数、負荷、水温
等の影響を考慮したマップに基づき、所謂マップ補間を
用いても良い。

ＱPI1の算出後、アイドル安定状態を示す前記アイド
ルフラグＦIDLがセット状態か否かを判定する（ステッ
プ3030）。ＦIDLがセット状態であれば、現在アイドル
安定状態であるか、あるいは該状態を経て現在は走行状
態にあると判定され、次のようにしてパイロット増量補
正量ＱPI2を算出する（ステップ3030）。即ち、前記ス
テップ2730で算出された後バックアップRAM60dに記憶保
持されている基本補正量ＱPI0と、回転数Neに基づき予
めROM60bに記憶された第15図の如き係数ｆ（Ne）とから
次式の如くパイロット増量補正量ＱPI2を算出し、算出
したＱPI2をバックアップRAM60dの所定アドレスに以前
のＱPI2更新して書込み記憶保持する（ステップ304
0）。

ＱPI2＝ＱPI0×ｆ（Ne） ここで上記係数ｆ（Ne）は、燃料供給や燃料温度の変
化に伴って燃料性状（動粘度、流動性）が変化し、圧電
アクチュエータ100の圧電素子103の収縮によりピストン
104の摺動部の微小スキマから加圧室17へリーク通路111
を介して戻される漏れ出るモレ量ΔQlossを想定するも
のである。

一方、ステップ3030でアイドルフラグＦIDLがリセッ
ト状態であれば、現在は始動直後の不安定なアイドル非
安定状態であるか、あるいは該状態を経て現在は走行状
態にあるためNFG及びＱPI0が算出されていないと判定さ
れる。従ってバックアップRAM60dに記憶保持されている
前回のパイロット増量補正量ＱPI2を読み込み（ステッ
プ3050）、次いで読込んだ前回のＱPI2から次式により
今回のパイロット増量補正量ＱPI2を算出し、ステップ3
040同様算出したＱPI2をバックアップRAM60dに記憶保持
する（ステップ3060）。

ＱPI2＝ＱPI2×ｋ ここでｋは０≦ｋ≦１に満たす定数であり、エンジン
冷却水温THW等により設定される。

このようにしてステップ3040又は3060でパイロット増
量補正量ＱPI2が求められると、ステップ3020で算出し
た基本パイロット増量ＱPI1に上記パイロット増量補正
量ＱPI2を加算して今回の最終パイロット増量ＱPIを求
める（ステップ3070）。

ＱPI＝ＱPI1＋ＱPI2 次に、上記ステップ3010でＱPIを０とした場合も含め
て、ステップ2800で求めた基本噴射量ＱBASEに最終パイ
ロット増量ＱPIを加算して最終噴射量ＱFINを算出する
（ステップ3080）。

ＱFIN＝ＱBASE＋ＱPI そして、求めた最終噴射量ＱFINに相当する噴射量指
令値ＶSを求め、圧電アクチュエータ100等の噴射量コン
トロールアクチュエータ駆動回路に出力する（ステップ
3090）。

以上説明したように本第３の実施例は、アイドル安定
状態におけるガバナパターン移動積分補正量NIをなまし
平均化処理して得た学習値NFGに基づき基本補正量ＱPI0
を算出するとともに、該ＱPI0と圧電アクチュエータか
らのモレ量ΔQlossを想定し回転数によって定まる係数
ｆ（Ne）とから算出したパイロット増量補正量ＱPI2に
よって、走行状態における最終噴射量ＱFINを随時補正
算出している。例えば、モレ量ΔQlossが多くなればＱP
I2を大きくし、結果的に最終パイロット増量ＱPIを多く
するのである。従って、本第３の実施例の燃料噴射制御
装置によれば、パイロット噴射実行時の圧電アクチュエ
ータからのモレ量ΔQlossが燃焼性状によって変動して
も、その変動を考慮した量の最終パイロット増量を算出
するので、ディーゼルエンジンに最も望ましい必要噴射
量を燃料性状の変化に関わりなく実際に燃焼室に噴射制
御することができる。このため、本実施例の燃料噴射制
御装置は、トルクの低下といった不測の事態に至ること
を回避し常に安定した出力性能を維持することが可能な
パイロット噴射方式の燃料噴射制御装置となる。

更に、特別なセンサを必要としないため安価に構成で
きること等の利点を第１の実施例同様に備えている。
又、最終パイロット増量ＱPIを各運転状態に応じて正確
に算出しているため、近年排ガス対策として採用されつ
つある排気再循環制御における過剰EGR時の黒煙の発生
やドライバビリティーの悪化を回避することが可能であ
る。

以上説明した実施例では、回転数軸方向にガバナパタ
ーンを移動させた場合について説明したが、噴射量（ガ
バナパターン）を計算式によって求め、噴射量軸方向に
ガバナパターンを移動させても同等の効果がある。即
ち、アイドルガバナパターンを例えば、Ｑ＝aNe＋ｂ
（Q:噴射量,a（＜０）,b（＞０），定数）で表した場
合、定数ｂを目標値との誤差に応じて、比例もしくは積
分的に増減させることによりアイドルガバナパターンを
噴射量軸方向に移動させ誤差に応じて積分補正量を算出
し、該積分補正量と各運転状態とに基づき燃料量を補正
しても良い。

又、ステップ600からステップ730までの基本補正量算
出の処理に替えてステップ560（ステップ1560）におい
て求めた回転数の誤差ΔＮIDLに基づき所定の計算式等
によって基本補正量を算出すれば、該補正量の算出に要
する処理内容が容易となり、処理の実行時間の短縮化を
企ることができる。

発明の効果 以上実施例を含めて詳述したように、本発明の燃料噴
射制御装置は、ディーゼルエンジンが安定したアイドル
状態にあるときに燃料噴射量の基準補正量を求め、アイ
ドル状態以外のときには、ディーゼルエンジンの回転数
に応じて変化し所定の回転数以上では回転数が高くなる
ほど小さくなるモレ補正値に基づいて基準補正量を補正
して、その補正された基準補正量を用いてそのときの燃
料噴射量を算出している。このため、機関の経年変化や
燃料性状の変化、噴射ポンプの調整バラツキ等に関わら
ず、常にディーゼルエンジンに最も望ましい必要噴射量
を実際に燃焼室に噴射制御することが可能な燃料噴射制
御装置となる。従って、燃焼室に噴射される燃料量の低
下又は増加に基づく出力低下又はスモークの発生、トル
クの低下等を確実に回避し、常に安定した出力性能を維
持することができる。又、特別なセンサ等を必要としな
いので高性能でありながら安価な燃料噴射制御装置とな
る。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の基本的構成を例示するブロック図、第
２図は本発明の実施例のシステム構成図、第３図はその
電子制御装置のブロック図、第４図，第６図，第７図
（ａ），第７図（ｂ），第８図，第10図，第12図は第１
の実施例における上記電子制御装置にて実施される処理
のフローチャート、第５図は回転速度センサの信号波形
図、第９図は冷却水温の関数を示すグラフ、第11図は冷
却水温に対する見込みガバナパターン補正量の関係を示
すグラフ、第13図は目標回転数と実回転数の誤差と積分
補正量の関係を示すグラフ、第14図はガバナパターンを
回転数軸方向に平行移動したパターンを示すグラフ、第
15図は回転数と補正の係数の関係を示すグラフ、第16
図，第17図は該関係を求めるために用いた説明図、第18
図（ａ），（ｂ）は第２の実施例にて実施される処理の
フローチャート、第19図は補正の係数を定めた２次元マ
ップ図、第20図は第３の実施例のシステム構成図、第21
図（ａ），（ｂ）は第３の実施例にて実施される処理の
フローチャート、第22図はスピル角と噴射量の関係を示
すグラフ、第23図は補正量を求めるために用いた説明図
である。 １……燃料噴射ポンプ、２……ディーゼルエンジン 20……電磁スピル弁、25……回転速度センサ 54……水温センサ、55a……エアコン 55……エアコンスイッチ 56……パワーステアリングスイッチ 57……ニュートラルスイッチ、58……車速センサ 59……エアコン用電磁クラッチ 60……電子制御装置 100……圧電アクチュエータ 103……圧電素子

フロントページの続き (72)発明者 安藤 謙 愛知県豊田市トヨタ町１番地 トヨタ自 動車株式会社内 (56)参考文献 特開 昭59−115437（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−61744（ＪＰ，Ａ) 特開 昭56−75928（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−32254（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−24428（ＪＰ，Ａ)

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】ディーゼルエンジンの少なくとも回転数を
   含む運転状態を検出する運転状態検出手段と、該運転状
   態検出手段の検出結果に応じて前記ディーゼルエンジン
   に噴射する燃料噴射量を演算する噴射量演算手段と、前
   記ディーゼルエンジンがアイドル状態にあるか否かを判
   別する状態判別手段と、前記ディーゼルエンジンがアイ
   ドル状態にあるときに、該ディーゼルエンジンの回転数
   の目標アイドル回転数との偏差を算出する偏差算出手段
   と、前記ディーゼルエンジンがアイドル状態にあるとき
   に、前記偏差を所定値以下とするため前記燃料噴射量を
   増減させる基準補正量を算出する基準補正量算出手段
   と、前記噴射量演算手段により演算された燃料噴射量を
   前記基準補正量で補正した量の燃料を噴射制御する噴射
   制御手段とを備えるディーゼルエンジンの燃料噴射制御
   装置において、 前記ディーゼルエンジンがアイドル状態ではないとき
   に、該ディーゼルエンジンの回転数に応じて変化し所定
   の回転数以上では回転数が高くなるほど小さくなるモレ
   補正値に基づいて前記基準補正量を補正するモレ補正手
   段を設けたことを特徴とするディーゼルエンジンの燃料
   噴射制御装置。