JP2014214647A - 内燃機関の熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置 - Google Patents

Abstract

【課題】内燃機関の気筒内での燃料の燃焼状態を高い精度で規定することが可能な内燃機関の熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置を提供する。【解決手段】ディーゼルエンジンにおいて、気筒内温度の変化および燃料噴射時期から累積蒸発率を算出する。この算出した累積蒸発率を利用し、噴射された燃料の気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応それぞれの反応形態に対して理想熱発生率波形モデルを作成し、この理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して合成することにより各反応形態の理想熱発生率波形を作成する。各反応の理想熱発生率波形と、検出された筒内圧力から求められた実熱発生率波形とを比較して異常が生じているか否かを診断する。【選択図】図７

Description

本発明は、ディーゼルエンジン等の内燃機関の熱発生率波形を作成する装置、および、その作成された熱発生率波形を利用して実際の燃焼状態を診断する装置に関する。

従来から周知のように、自動車用エンジン等として使用されるディーゼルエンジン（以下、単にエンジンと呼ぶ場合もある）にあっては、エンジンの回転速度や負荷に基づいて決定されるエンジン運転状態に応じた燃料噴射量等の各制御パラメータの適合値を実験やシミュレーションによって求めて制御用マップを作成し、これがエンジン制御用の電子制御ユニット（エンジンＥＣＵ）に記憶されている。そして、この制御用マップ上の適合値を参照しつつ、エンジンＥＣＵがエンジンの制御を行うようになっている。

また、エンジン運転状態に応じて各制御パラメータを補正する場合、気筒内における燃料の反応状態（例えば燃料の着火時期等；以下、燃焼状態という場合もある）を認識し、それに応じて、所望の反応状態が得られるように各制御パラメータを補正することが望ましい。

このように気筒内における燃料の反応状態に応じて各制御パラメータを補正する手段の一つとして、例えば特許文献１に開示されているように、燃焼時における熱発生率波形を求め、その熱発生率波形が理想的な波形となるように各制御パラメータを補正することが知られている。

特開２０１１−１０６３３４号公報

しかしながら、従来の理想熱発生率波形の作成手法は、気筒内に噴射された燃料の全量が燃料噴射と略同時に蒸発（気化）し、その気化燃料が、気筒内温度の上昇に伴って、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応等の反応を順に行っていくことを前提として、燃料噴射率に応じて理想熱発生率波形を作成するものであった。つまり、気筒内に噴射された燃料の一部しか蒸発しない状況に関しては考慮されていなかった。例えば、エンジンの冷間始動初期時や暖機運転中などのように気筒内の温度が燃料の全量を気化させるだけの温度（例えば６２３Ｋ程度）に達しない場合や、膨張行程であって気筒内温度が低下して前記温度（燃料の全量を気化させるだけの温度）未満となっている期間中に燃料が噴射された場合などにあっては、気筒内に噴射された燃料の一部しか蒸発しない状況を招くことになる。従来の手法で作成された理想熱発生率波形は、このような状況について考慮されていなかったため、実際の気化燃料の量に応じた十分な精度が得られていない可能性があった。そして、この理想熱発生率波形を利用して実際の燃焼状態の診断等を行う場合にも十分な信頼性が得られない可能性があった。

本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、内燃機関の気筒内での燃料の燃焼状態を高い精度で規定することが可能な内燃機関の熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置を提供することにある。

−発明の解決原理−
前記の目的を達成するために講じられた本発明の解決原理は、気筒内に噴射された燃料の気化状態を、気筒内温度および燃料噴射時期に応じて求め、燃料の蒸発（気化）に伴う吸熱量などを考慮することにより、高い精度で熱発生率波形を作成できるようにしている。

−解決手段−
具体的に、本発明は、燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記気筒内での前記燃焼の熱発生率波形を作成する装置を対象とする。この熱発生率波形作成装置に対し、前記噴射された燃料の蒸発率がガス温度に応じて変化する蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施されたときの燃料蒸発量を求め、この燃料蒸発量に基づいて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

なお、ここでいう「理想熱発生率波形」とは、指令噴射量に応じた燃料噴射量、指令噴射圧力に応じた燃料噴射圧力、指令噴射期間に応じた燃料噴射期間が確保された状態で燃料噴射が行われた場合を想定した理論上の熱発生率波形をいう。

前記特定事項により、前記蒸発率変化温度領域において燃料噴射が開始された場合や燃料噴射が終了した場合には、その温度領域でのガス温度に応じて燃料の蒸発率が変化することになり、噴射された燃料の一部のみが蒸発する可能性がある。つまり、一部の燃料のみが熱発生率に寄与することになる。本解決手段では、この熱発生率に寄与する燃料量である燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成するようにしている。このため、気筒内に噴射された燃料の全量が燃料噴射と略同時に蒸発することを前提に燃焼状態（熱発生率波形）を規定する従来技術に比べて、燃料の反応状態をより正確に規定することができ、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

なお、本発明でいう「理想熱発生率波形の作成」は、実際に理想熱発生率波形を描くものには限定されず、例えば理想熱発生率波形の作成が可能な程度まで、クランク軸の単位回転角度毎の熱発生量が規定された状態となっていることも含まれる概念である。

燃料噴射期間と、その期間に噴射された燃料の蒸発状態の扱いについて具体的には以下のものが挙げられる。

まず、ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲での前記蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施された場合には、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなったことを条件に、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の略全量が蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲での前記蒸発率変化温度領域で燃料が噴射された場合、燃料噴射後に全ての燃料が直ちに蒸発するといったことはなく、一部の燃料については蒸発しない状況が継続される。このような状況において、その後に、ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなった場合には、前記蒸発されていなかった全ての燃料が蒸発することになる。つまり、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の全てが蒸発して熱発生率に寄与することになる。このため、本解決手段では、このような状況にあっては、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の全てが蒸発した（ガス温度が蒸発率変化温度領域よりも高くなった時点で全てが蒸発した）として燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する。これにより、信頼性の高い理想熱発生率波形を作成することができる。

また、ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲での前記蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施された場合には、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなっていたとしても、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の一部のみが蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲での前記蒸発率変化温度領域で燃料が噴射された場合、その燃料は、同一サイクル中において前記蒸発率変化温度領域よりも高いガス温度に晒されることがないため、一部の燃料については蒸発しないことになる。つまり、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の一部のみが蒸発して熱発生率に寄与することになる。このため、本解決手段では、このような状況にあっては、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の一部のみが蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する。この場合にも、信頼性の高い理想熱発生率波形を作成することができる。

また、前記蒸発率変化温度領域よりも高い温度領域で噴射された燃料については、その燃料の略全量が蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

このように噴射された燃料は、その噴射後、前記蒸発率変化温度領域よりも高いガス温度に晒されることになり、直ちに略全量が蒸発することになる。このため、本解決手段では、このような状況にあっては、前記蒸発率変化温度領域よりも高い温度領域で噴射された燃料の全てが蒸発した（ガス温度が蒸発率変化温度領域よりも高くなっている状況で噴射された燃料はその噴射と略同時に全てが蒸発した）として燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する。これにより、信頼性の高い理想熱発生率波形を作成することができる。

また、ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲において前記蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料については、その燃料の略全量が蒸発していないとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲において前記蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で燃料が噴射された場合、その燃料は、同一サイクル中において前記蒸発率変化温度領域のガス温度に晒されることがないため、略全ての燃料については蒸発しないことになる。つまり、熱発生率に寄与する蒸発燃料は存在しないことになる。このため、本解決手段では、このような状況にあっては、その燃料の略全量が蒸発していないとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する。この場合にも、信頼性の高い理想熱発生率波形を作成することができる。

さらに、ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲において前記蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料については、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなったことを条件に、その燃料の略全量が蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲において前記蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で燃料が噴射された場合、燃料噴射後に全ての燃料が蒸発しない状況が継続される。このような状況において、その後に、ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなった場合には、前記蒸発されていなかった全ての燃料が蒸発することになる。つまり、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の全てが蒸発して熱発生率に寄与することになる。このため、本解決手段では、このような状況にあっては、前記蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料の全てが蒸発した（ガス温度が蒸発率変化温度領域よりも高くなった時点で全てが蒸発した）として燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する。これにより、信頼性の高い理想熱発生率波形を作成することができる。

また、ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲において燃料噴射が行われ、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域であった場合には、前記噴射された燃料の一部のみが蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。また、ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも低い場合には、噴射された燃料の略全量が蒸発していないとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

これら状況は、噴射された燃料が前記蒸発率変化温度領域よりも高いガス温度に晒されることがないため、この噴射された燃料の一部または略全量が蒸発しないことになる。このため、本解決手段では、ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が蒸発率変化温度領域であった場合には燃料の一部のみが蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成し、ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が蒸発率変化温度領域よりも低い場合には燃料の略全量が蒸発していないとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する。これにより、信頼性の高い理想熱発生率波形を作成することができる。

また、燃料噴射弁から噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を領域内の環境に応じて算出して理想熱発生率波形を作成する構成としている。

この構成により、燃焼場に存在する燃料の反応状態（複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間）を気筒内の環境に応じて個別に求めて理想熱発生率波形をそれぞれ作成することになる。このため、燃料の反応状態をより正確に規定することができ、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

前記燃料の複数の反応として具体的には、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応が挙げられる。

このように、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応それぞれに対して理想熱発生率波形を求めておくことで、個々の反応形態を個別に規定することが可能である。例えば後述する燃焼状態の診断に利用する場合には、この理想熱発生率波形と実熱発生率波形とを比較することにより、何れの反応において異常が生じているかを判別することが可能になる。特に、気化反応や熱分解反応は吸熱反応であるが（熱分解反応が発熱反応である場合もある）、この吸熱反応に対しても、その反応速度、反応量、反応期間に異常が生じていないか否かを診断することが可能であり、診断精度の向上を図ることができる。なお、前記各反応それぞれに対して求められた理想熱発生率波形の利用形態としては、燃焼状態の診断だけでなく、内燃機関の設計や制御パラメータの適合値の取得等も挙げられる。

また、前記理想熱発生率波形の作成手順としては、前記各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで作成される。

このように三角形に近似させた熱発生率波形モデルを作成し、この熱発生率波形モデルを利用して理想熱発生率波形を作成することにより、その作成のための演算処理の簡素化を図ることができ、ＥＣＵ等の演算手段への負荷の軽減を図ることができる。

前述した内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形を利用して燃焼状態を診断する装置として具体的には以下の構成が挙げられる。つまり、前記理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合に、燃料の反応に異常が生じていると診断する構成とするものである。

より具体的には、前記理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを前記各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている反応が存在する場合に、その反応に異常が生じていると診断する構成とするものである。

ここでいう「反応の異常」とは、内燃機関の運転に支障を来す程度の反応異常（機器の故障など）に限らず、内燃機関の制御パラメータの補正（または学習）が可能な（例えば排気エミッションや燃焼音を規制の範囲内に抑えるための補正が可能である）程度に、熱発生率波形に乖離が生じている場合も含むものである。

この特定事項により、燃料の複数の反応（反応形態）それぞれにおいて、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、その反応に異常が生じていると診断することになる。つまり、燃料の各反応それぞれは、特性（反応開始温度や反応速度等）が互いに異なっているため、それぞれの理想的な特性と、実際に得られた（実測された）実熱発生率波形の特性とを比較することにより、異常が生じている反応の特定を高い精度で行うことができる。このため、診断精度の向上を図ることができる。そして、異常であると診断された反応形態に対して改善策（例えば内燃機関の制御パラメータの補正）を講じることにより、異常であると診断された反応形態に適した制御パラメータを選択し、その制御パラメータを補正することができる。このため、内燃機関の制御性を大幅に改善することができる。

前記反応に異常が生じていると診断された場合の具体的な動作としては以下のものが挙げられる。つまり、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断する構成となっている。

このように、反応に異常が生じていると診断された場合において、その異常が解消可能であるか否かを、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量に基づいて判断するようにしている。このため、制御パラメータの補正によって正常な反応状態が得られる状態と、部品交換などのメンテナンスが必要な状態とを正確に判別することが可能となる。

なお、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う場合の制御パラメータとしては、気筒内の酸素量や燃料量が挙げられる。気筒内の酸素量は酸素密度によって決定され、ＥＧＲ率や吸気の過給率等によって調整が可能である。また、気筒内の燃料量は燃料密度によって決定され、燃料噴射時期や燃料噴射圧力や燃料噴射量によって調整が可能である。一方、内燃機関に故障が生じていると診断する場合の一例としては、実熱発生率波形の乖離が補正可能乖離量を超えている場合であり、この場合には、内燃機関の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えることになるので、これによって内燃機関に故障が生じていると診断することが可能である。具体的には、気筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれに下限値を予め設定しておき、これら気筒内温度、酸素密度、燃料密度の何れかがその下限値を下回っている場合には、内燃機関の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えるとして、内燃機関に故障が生じていると診断することになる。

前記内燃機関の燃焼状態診断装置の使用形態として具体的には、車両への実装または実験装置への搭載が挙げられる。

本発明では、噴射された燃料の蒸発率に基づいて燃料蒸発量を求め、この燃料蒸発量に基づいて理想熱発生率波形を求めるようにしたことにより、理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。また、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の異常診断を行うようにした場合には、診断精度の向上を図ることができる。

実施形態に係るディーゼルエンジンおよびその制御系統の概略構成を示す図である。 ディーゼルエンジンの燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。 ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。 燃焼室内での燃焼形態の概略を説明するための吸排気系および燃焼室の模式図である。 メイン噴射実行時における燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。 メイン噴射実行時における燃焼室の平面図である。 筒内ガス温度と燃料の蒸発率との関係をＷｉｅｂｅ関数によってモデル化した図である。 燃料噴射開始時期が、ピストンの圧縮上死点よりも遅角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度以下となっている期間中である場合における気筒内の圧縮ガス温度の変化と燃料噴射期間との関係を示す図である。 燃料噴射終了時期が、ピストンの圧縮上死点よりも進角側または圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度以上となっている期間中である場合における気筒内の圧縮ガス温度の変化と燃料噴射期間との関係を示す図である。 燃料噴射終了時期が、ピストンの圧縮上死点よりも遅角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度未満となっている期間中である場合における気筒内の圧縮ガス温度の変化と燃料噴射期間との関係を示す図である。 ピストンが圧縮上死点に達した時点における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度に達しない場合における気筒内の圧縮ガス温度の変化と燃料噴射期間との関係を示す図である。 ピストンが圧縮上死点に達した時点における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度に達しない場合における気筒内の圧縮ガス温度の変化と燃料噴射期間との関係を示す図である。 クランク角度に応じた累積気化率の変化、および、この累積気化率と吸熱量との関係の一例を示す図である。 燃焼状態診断および制御パラメータ補正の手順を示すフローチャート図である。 回転速度補正係数マップを示す図である。 理想熱発生率波形モデルを示し、図１６（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形である場合を、図１６（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合をそれぞれ示す図である。 図１７（ａ）は、インジェクタから燃料噴射が行われた場合における経過時間と気筒内への燃料供給量との関係を示し、図１７（ｂ）は、各噴射期間で噴射された燃料の反応量を示す図である。 １回の燃料噴射が行われた場合の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。 図１８の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形を示す図である。 １回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形（実線）および実熱発生率波形（破線および一点鎖線）の一例を示す図である。

以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態では、自動車に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒（例えば直列４気筒）ディーゼルエンジン（圧縮自着火式内燃機関）に、本発明に係る燃焼状態診断装置を搭載（車両に実装）した場合について説明する。

−エンジンの構成−
図１は本実施形態に係るディーゼルエンジン１（以下、単にエンジンという）およびその制御系統の概略構成図である。また、図２は、ディーゼルエンジン１の燃焼室３およびその周辺部を示す断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係るエンジン１は、燃料供給系２、燃焼室３、吸気系６、排気系７等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。

燃料供給系２は、サプライポンプ２１、コモンレール２２、インジェクタ（燃料噴射弁）２３、機関燃料通路２７等を備えて構成されている。

前記サプライポンプ２１は、燃料タンクから燃料を汲み上げ、この汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路２７を介してコモンレール２２に供給する。コモンレール２２は、高圧燃料を所定圧力に保持（蓄圧）する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ２３，２３，…に分配する。インジェクタ２３は、その内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備え、適宜開弁して燃焼室３内に燃料を噴射供給するピエゾインジェクタにより構成されている。

吸気系６は、シリンダヘッド１５（図２参照）に形成された吸気ポート１５ａに接続される吸気マニホールド６３を備え、この吸気マニホールド６３に吸気管６４が接続されている。これら吸気ポート１５ａ、吸気マニホールド６３および吸気管６４等によって吸気通路が構成されている。また、この吸気通路には、上流側から順にエアクリーナ６５、エアフローメータ４３、吸気絞り弁（ディーゼルスロットル）６２が配設されている。前記エアフローメータ４３は、エアクリーナ６５を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力する。

排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された排気ポート７１に接続される排気マニホールド７２を備え、この排気マニホールド７２に対して、排気管７３が接続されている。これら排気ポート７１、排気マニホールド７２および排気管７３等によって排気通路が構成されている。また、この排気通路には排気浄化ユニット７７が配設されている。この排気浄化ユニット７７には、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としてのＮＳＲ（ＮＯｘ Ｓｔｏｒａｇｅ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ）触媒(排気浄化触媒)７５およびＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ Ｆｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。なお、排気浄化ユニット７７としてＤＰＮＲ（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｒｔｉｃｕｌａｔｅ−ＮＯｘ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｓｙｓｔｅｍ）触媒を適用してもよい。

ここで、エンジン１の燃焼室３およびその周辺部の構成について、図２を用いて説明する。この図２に示すように、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎に円筒状のシリンダボア１２が形成されており、各シリンダボア１２の内部にはピストン１３が上下方向に摺動可能に収容されている。

ピストン１３の頂面１３ａの上側には前記燃焼室３が形成されている。つまり、この燃焼室３は、シリンダブロック１１の上部に取り付けられたシリンダヘッド１５の下面と、シリンダボア１２の内壁面と、ピストン１３の頂面１３ａとにより区画形成されている。そして、ピストン１３の頂面１３ａの略中央部には、キャビティ（凹陥部）１３ｂが凹設されており、このキャビティ１３ｂも燃焼室３の一部を構成している。

このキャビティ１３ｂの形状としては、その中央部分（シリンダ中心線Ｐ上）では凹陥寸法が小さく、外周側に向かうに従って凹陥寸法が大きくなっている。つまり、図２に示すようにピストン１３が圧縮上死点付近にある際、このキャビティ１３ｂによって形成される燃焼室３としては、中央部分では比較的容積の小さい狭小空間とされ、外周側に向かって次第に空間が拡大される（拡大空間とされる）構成となっている。

前記ピストン１３は、コネクティングロッド１８によってエンジン出力軸であるクランクシャフトに連結されている。これにより、シリンダボア１２内でのピストン１３の往復移動がコネクティングロッド１８を介してクランクシャフトに伝達され、このクランクシャフトが回転することでエンジン出力が得られるようになっている。

また、燃焼室３に向けてグロープラグ１９が配設されている。このグロープラグ１９は、エンジン１の始動直前に電流が流されることにより赤熱し、これに燃料噴霧の一部が吹きつけられることで着火・燃焼が促進される始動補助装置として機能する。

前記シリンダヘッド１５には、前記吸気ポート１５ａおよび前記排気ポート７１がそれぞれ形成されていると共に、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６および排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７が配設されている。また、シリンダヘッド１５には、燃焼室３の内部へ直接的に燃料を噴射する前記インジェクタ２３が取り付けられている。このインジェクタ２３は、シリンダ中心線Ｐに沿う起立姿勢で燃焼室３の略中央上部に配設されており、前記コモンレール２２から導入される燃料を燃焼室３に向けて所定のタイミングで噴射する。

さらに、図１に示す如く、このエンジン１には、過給機（ターボチャージャ）５が設けられている。このターボチャージャ５は、タービンシャフト５１を介して連結されたタービンホイール５２およびコンプレッサホイール５３を備えている。コンプレッサホイール５３は吸気管６４内部に臨んで配置され、タービンホイール５２は排気管７３内部に臨んで配置されている。このためターボチャージャ５は、タービンホイール５２が受ける排気流（排気圧）を利用してコンプレッサホイール５３を回転させ、吸気圧を高めるといった所謂過給動作を行うようになっている。本実施形態におけるターボチャージャ５は、可変ノズル式ターボチャージャであって、タービンホイール５２側に可変ノズルベーン機構（図示省略）が設けられており、この可変ノズルベーン機構の開度を調整することにより、エンジン１の過給圧を調整することができる。

吸気系６の吸気管６４には、ターボチャージャ５での過給によって昇温した吸入空気を強制冷却するためのインタークーラ６１が設けられている。

また、エンジン１には、吸気系６と排気系７とを接続する排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。このＥＧＲ通路８は、排気の一部を適宜吸気系６に還流させて燃焼室３へ再度供給することにより燃焼温度を低下させ、これによってＮＯｘ生成量を低減させるものである。また、このＥＧＲ通路８には、電子制御によって無段階に開閉され、同通路８を流れる排気流量を自在に調整することができるＥＧＲバルブ８１と、ＥＧＲ通路８を通過（還流）する排気を冷却するためのＥＧＲクーラ８２とが設けられている。これらＥＧＲ通路８、ＥＧＲバルブ８１、ＥＧＲクーラ８２等によってＥＧＲ装置（排気還流装置）が構成されている。

−センサ類−
エンジン１の各部位には、各種センサが取り付けられており、それぞれの部位の環境条件や、エンジン１の運転状態に関する信号を出力する。

例えば、前記エアフローメータ４３は、吸気系６内の吸気絞り弁６２上流において吸入空気の流量（吸入空気量）に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２は吸気絞り弁６２の開度を検出する。吸気圧センサ４８は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。吸気温センサ４９は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。Ａ／Ｆ（空燃比）センサ４４ａ，４４ｂは、ＮＳＲ触媒７５の上流側および下流側にそれぞれ配設され、排気中の酸素濃度に応じて連続的に変化する検出信号を出力する。なお、Ａ／Ｆセンサの配設位置としては、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。排気温センサ４５ａ，４５ｂは、同じくＮＳＲ触媒７５の上流側および下流側にそれぞれ配設され、排気ガスの温度（排気温度）に応じた検出信号を出力する。なお、排気温センサの配設位置も、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。

−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図示しないＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等からなるマイクロコンピュータと入出力回路とを備えている。図３に示すように、ＥＣＵ１００の入力回路には、エンジン１の出力軸（クランクシャフト）が一定角度回転する毎に検出信号（パルス）を出力するクランクポジションセンサ４０、前記レール圧センサ４１、スロットル開度センサ４２、エアフローメータ４３、Ａ／Ｆセンサ４４ａ，４４ｂ、排気温センサ４５ａ，４５ｂ、エンジン１の冷却水温に応じた検出信号を出力する水温センサ４６、アクセルペダルの踏み込み量に応じた検出信号を出力するアクセル開度センサ４７、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９、および、筒内圧力を検出する筒内圧センサ（ＣＰＳ（Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｓｅｎｓｏｒ））４Ａなどが接続されている。

一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、前記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、吸気絞り弁６２、ＥＧＲバルブ８１、および、前記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構（可変ノズルベーンの開度を調整するアクチュエータ）５４が接続されている。

そして、ＥＣＵ１００は、前記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、前記ＲＯＭに記憶された各種マップに基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。

例えば、ＥＣＵ１００は、インジェクタ２３の燃料噴射制御として、パイロット噴射（副噴射）とメイン噴射（主噴射）とを実行する。

前記パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。また、本実施形態におけるパイロット噴射は、上述したメイン噴射による初期燃焼速度を抑制する機能ばかりでなく、気筒内温度を高める予熱機能をも有するものとなっている。つまり、このパイロット噴射の実行後、燃料噴射を一旦中断し、メイン噴射が開始されるまでの間に圧縮ガス温度（気筒内温度）を十分に高めて燃料の自着火温度（例えば１０００Ｋ）に到達させるようにし、これによってメイン噴射で噴射される燃料の着火性を良好に確保するようにしている。

前記メイン噴射は、エンジン１のトルク発生のための噴射動作（トルク発生用燃料の供給動作）である。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、エンジン回転速度（エンジン回転数）、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じ、要求トルクが得られるように決定される。例えば、エンジン回転速度（クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいて算出されるエンジン回転速度；エンジン回転数）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ４７により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど（アクセル開度が大きいほど）エンジン１のトルク要求値としては高く得られ、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。

具体的な燃料噴射形態の一例としては、ピストン１３が圧縮上死点に達する前に前記パイロット噴射（インジェクタ２３に形成された複数の噴孔からの燃料噴射）が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で前記メイン噴射が実行されることになる。これにより燃料が自己着火によって燃焼し、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ（エンジン出力となるエネルギ）、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。

燃料噴射を実行する際の燃料噴射圧は、コモンレール２２の内圧（コモンレール圧力）により決定される。このコモンレール内圧として、一般に、コモンレール２２からインジェクタ２３へ供給される燃料圧力の目標値、即ち目標レール圧は、エンジン負荷（機関負荷）が高くなるほど、および、エンジン回転速度（機関回転速度）が高くなるほど高いものとされる。この目標レール圧は例えば前記ＲＯＭに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。本実施形態では、エンジン負荷等に応じて燃料圧力が３０ＭＰａ〜２００ＭＰａの間で調整されるようになっている。

なお、上述したパイロット噴射およびメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。これらの噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。

また、ＥＣＵ１００は、エンジン１の運転状態に応じてＥＧＲバルブ８１の開度を制御し、吸気マニホールド６３に向けての排気還流量（ＥＧＲ量）を調整する。このＥＧＲ量は、予め実験やシミュレーション等によって作成されて前記ＲＯＭに記憶されたＥＧＲマップに従って設定される。このＥＧＲマップは、エンジン回転速度およびエンジン負荷をパラメータとしてＥＧＲ量（ＥＧＲ率）を決定するためのマップである。

前記パイロット噴射やメイン噴射などの燃料噴射パラメータについて、その最適値はエンジン１や吸入空気等の温度条件によって異なるものとなる。

例えば、前記ＥＣＵ１００は、コモンレール圧がエンジン運転状態に基づいて設定される目標レール圧と等しくなるように、即ち燃料噴射圧が目標噴射圧と一致するように、サプライポンプ２１の燃料吐出量を調量する。また、ＥＣＵ１００はエンジン運転状態に基づいて燃料噴射量および燃料噴射形態を決定する。具体的には、ＥＣＵ１００は、クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいてエンジン回転速度を算出するとともに、アクセル開度センサ４７の検出値に基づいてアクセルペダルの踏み込み量（アクセル開度）を求め、このエンジン回転速度およびアクセル開度に基づいて総燃料噴射量（パイロット噴射での噴射量とメイン噴射での噴射量との和）を決定する。

−燃焼形態の概略説明−
次に、本実施形態に係るエンジン１における燃焼室３内での燃焼形態の概略について説明する。

図４は、エンジン１の一つの気筒に対して吸気マニホールド６３および吸気ポート１５ａを経てガス（空気）が吸入され、燃焼室３内へインジェクタ２３からの燃料噴射によって燃焼が行われると共に、その燃焼後のガスが排気ポート７１を経て排気マニホールド７２へ排出される様子を模式的に示した図である。

この図４に示すように、気筒内に吸入されるガスには、吸気管６４から吸気絞り弁６２を介して吸入された新気と、前記ＥＧＲバルブ８１が開弁された場合にＥＧＲ通路８から吸入されるＥＧＲガスとが含まれる。吸入される新気量（質量）と吸入されるＥＧＲガス量（質量）との和に対するＥＧＲガス量の割合（即ち、ＥＧＲ率）は、運転状態に応じて前記ＥＣＵ１００により適宜制御されるＥＧＲバルブ８１の開度に応じて変化する。

このようにして気筒内に吸入された新気およびＥＧＲガスは、吸気行程において開弁している吸気バルブ１６を介し、ピストン１３（図４では図示省略）の下降に伴って気筒内に吸入されて筒内ガスとなる。この筒内ガスは、エンジン１の運転状態に応じて決定されるバルブ閉弁時にて吸気バルブ１６が閉弁することにより気筒内（燃焼室３内）に密閉され（筒内ガスの閉じ込め状態）、その後の圧縮行程においてピストン１３の上昇に伴って圧縮される。そして、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達すると、上述したＥＣＵ１００による噴射量制御によって所定時間だけインジェクタ２３が開弁されることで燃料を燃焼室３内に直接噴射する。例えば、ピストン１３が圧縮上死点に達する前の所定クランク角度位置において前記パイロット噴射が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で前記メイン噴射が実行されることになる。

図５は、このメイン噴射実行時における燃焼室３およびその周辺部を示す断面図であり、図６は、この燃料噴射時における燃焼室３の平面図（ピストン１３の上面を示す図）である。なお、これら図５および図６では、メイン噴射での燃料の略全量が前記キャビティ１３ｂ内に噴射されている状態を示している。図６に示すように、本実施形態に係るエンジン１のインジェクタ２３には、周方向に亘って等間隔に８個の噴孔が設けられており、これら噴孔からそれぞれ均等に燃料が噴射されるようになっている。なお、この噴孔数としては８個に限るものではない。

そして、この各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は略円錐状に拡散していく。また、各噴孔からの燃料噴射（上記パイロット噴射やメイン噴射）は、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で行われるため、図５に示すように、各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は上記キャビティ１３ｂ内で拡散していくことになる。

このように、インジェクタ２３に形成されている各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、時間の経過に伴って筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって筒内においてそれぞれ円錐状に拡散していき、自己着火によって燃焼する。つまり、この各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、それぞれ筒内ガスと共に略円錐状の燃焼場を形成し、その燃焼場（本実施形態では８箇所の燃焼場）でそれぞれ燃焼が開始されることになる。

そして、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ（エンジン出力となるエネルギ）、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。

そして、燃焼後の筒内ガスは、排気行程において開弁する排気バルブ１７を介し、ピストン１３の上昇に伴って排気ポート７１および排気マニホールド７２へ排出されて排ガスとなる。

−燃料蒸発率−
ところで、エンジン１の暖機完了後の通常運転時などであって気筒内の温度が十分に高い状況で、圧縮行程中に噴射された燃料や、ピストン１３が圧縮上死点近傍に位置している際に噴射された燃料は、その燃料の全量を気化させるだけの温度以上（例えば６２３Ｋ程度以上）まで上昇した圧縮ガスに晒されることになるので、その略全量が蒸発（気化）することになる。この場合の燃料噴射量に対する気化燃料量の割合である蒸発率（気化率）は「１」となる。

一方、エンジン１の冷間始動時や暖機運転中などのように気筒内の温度が燃料の全量を蒸発させるだけの前記温度に達しない場合や、膨張行程であって気筒内温度が低下して前記温度未満となっている期間中に燃料が噴射された場合などにあっては、噴射された燃料の全量が蒸発するとは限らず、一部の燃料が蒸発しない状況で燃焼場における燃焼が行われることになる。また、この場合の燃料噴射量に対する気化燃料量の割合である蒸発率は、気筒内のガス温度および燃料噴射期間に応じて変化する（「０」〜「１」の間で変化する）。以下、具体的に説明する。

ディーゼルエンジン１で使用されている軽油の沸点は、一般には４５３Ｋ（１８０℃）〜６２３Ｋ（３５０℃）である。つまり、ガス温度が４５３Ｋ未満となっている気筒内に燃料（軽油）が噴射されてもその燃料の殆どは蒸発しない。また、ガス温度が６２３Ｋ以上となっている気筒内に燃料が噴射された場合には、その燃料の略全量がインジェクタ２３からの噴射と略同時に蒸発する。そして、ガス温度が４５３Ｋ〜６２３Ｋの間にある気筒内に燃料が噴射された場合には、そのガス温度に応じて前記蒸発率が変化する。つまり、この温度範囲（蒸発率が変化する温度範囲；本発明でいう「蒸発率変化温度領域」）にある場合、ガス温度が高いほど蒸発率も高くなる。以下では、前記４５３Ｋを「蒸発率変動範囲下限温度」と呼び、前記６２３Ｋを「蒸発率変動範囲上限温度」と呼ぶこととする。

図７は、筒内ガス温度と燃料の蒸発率との関係をＷｉｅｂｅ関数によってモデル化した図である。この図７では、前記蒸発率変動範囲下限温度である４５３Ｋでの蒸発率を「０」とし、前記蒸発率変動範囲上限温度である６２３Ｋでの蒸発率を「１」とするようにＷｉｅｂｅ関数の形状パラメータであるａ項およびｍ項が設定されている。例えばａ＝８．０６、ｍ＝２．５４にそれぞれ設定されている。

この図７からも解るように、筒内ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度（４５３Ｋ）未満である場合には蒸発率は「０」となって、気筒内に噴射された燃料の殆どは蒸発しない。また、筒内ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度（６２３Ｋ）以上となっている場合には蒸発率は「１」となって、気筒内に噴射された燃料は噴射後、瞬時に蒸発することになる。そして、筒内ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度と蒸発率変動範囲上限温度との間の値である場合には、その筒内ガス温度に応じて蒸発率は「０」〜「１」の間で変化する。なお、燃料が噴射された時点で筒内ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度に達していなくても、その後に、筒内ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度に達した場合には、蒸発率は「１」となって燃料の略全量が蒸発することになる。逆に、筒内ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度に達していたとしても、その後、筒内ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度未満となった時期に燃料噴射が行われた場合には、その燃料の蒸発率は「１」未満となって燃料の少なくとも一部は蒸発しないことになる。

前述の如く気筒内に噴射された燃料が蒸発した場合、その吸熱反応によって気筒内の温度は低下することになる。このため、燃料の蒸発率によって規定される蒸発燃料量により吸熱反応量が変化し、気筒内の温度低下量も変化することになる。この吸熱反応による気筒内温度の低下は、その後の反応形態（低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応等）に影響を及ぼす。具体的に、吸熱反応量は以下の式（１）で与えられる。

吸熱反応量＝吸熱率×（総噴射量×累積蒸発率） …（１）
ここで、吸熱率は例えば「−１．１４Ｊ／ｍｍ³」である。

また、累積蒸発率（単位噴射量当たりの反応効率）は、以下の式（２）で与えられる。

累積蒸発率＝蒸発燃料量／総燃料噴射量 …（２）
ここで、累積蒸発率を算出するに当たっての蒸発燃料量は、気筒内温度および燃料噴射時期に応じて変化する。また、気筒内温度が前記蒸発率変動範囲下限温度と蒸発率変動範囲上限温度との間で変化している場合には、その温度変化に伴って蒸発率が変化していくことになる。

ここで、前記累積蒸発率の具体的な算出手法について説明する。

累積蒸発率Ｅｔａｃは以下の式（３）により算出される。

Ｅｔａｃ＝Ｒｆ×Ｅｍｘ＋Ｒｐ×（Ｅｍｘ−Ｅｍｎ）／２ …（３）
ここで、Ｅｍｎは単位噴射量当たりの最小蒸発率であり、Ｅｍｘは単位噴射量当たりの最大蒸発率である。また、Ｒｆは最大蒸発率に該当する噴射率（＝該当噴射量／総噴射量）であり、気筒内温度が前記蒸発率変動範囲上限温度以上となっている期間での燃料噴射量の総噴射量に対する割合（期間燃料噴射量／総噴射量）である。Ｒｐは平均蒸発率に該当する噴射率（＝該当噴射量／総噴射量）であり、気筒内温度が前記蒸発率変動範囲上限温度と蒸発率変動範囲下限温度との間となっている期間での燃料噴射量の総噴射量に対する割合（期間燃料噴射量／総噴射量）である。

前記単位噴射量当たりの最小蒸発率Ｅｍｎおよび単位噴射量当たりの最大蒸発率Ｅｍｘは筒内温度に応じた値として求められる。

また、最大蒸発率に該当する噴射率Ｒｆおよび平均蒸発率に該当する噴射率Ｒｐは、燃料の噴射時期および噴射期間に応じて算出される。

以下、各種の燃料噴射形態における累積蒸発率の算出手法について具体的に説明する。ここでは、前記蒸発率変動範囲下限温度を「ＴＶＡＰＭＮ」とし、気筒内の圧縮ガス温度がこの蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとなった時点でのクランク角度位置を「ＡＶＡＰＭＮ」として表す。また、前記蒸発率変動範囲上限温度を「ＴＶＡＰＭＸ」とし、気筒内の圧縮ガス温度がこの蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸとなった時点でのクランク角度位置を「ＡＶＡＰＭＸ」として表す。また、燃料の噴射開始時期を「Ａｉｓ」とし、その際の気筒内の圧縮ガス温度を「Ｔｉｓ」とし、燃料の噴射終了時期を「Ａｉｅ」とし、その際の気筒内の圧縮ガス温度を「Ｔｉｅ」として表す。さらに、ピストン１３が圧縮上死点に達した時点での気筒内の圧縮ガス温度を「Ｔｔｄｃ」として表す。

図８〜図１２は、気筒内の圧縮ガス温度の変化と燃料噴射期間との関係を表している。つまり、図中の曲線は、クランク角度位置に応じて変化する圧縮ガス温度（ピストン１３の移動に伴って変化するガスの温度）を表しており、この圧縮ガス温度が最も高くなるクランク角度位置がピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）に対応している。なお、この圧縮ガス温度は、前記吸気温センサ４９によって検出された吸入空気温度とピストン１３の移動に伴って変化する空気の圧縮率とに基づいて算出（ポリトロープ変化に基づく算出式より算出）することが可能である。また、図中の「Ｓ」は燃料噴射開始時期を、図中の「Ｅ」は燃料噴射終了時期をそれぞれ表している。

まず、ピストン１３が圧縮上死点に達した時点における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達している場合について説明する。

（Ａ）燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも遅角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ以下となっている期間中である場合における上記式（３）の各項の値は、以下の（Ａ−１）〜（Ａ−３）の各条件下においてそれぞれ以下のように与えられる。

（Ａ−１）燃料噴射開始時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間中で、かつ燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ以上となっている期間中である場合（図８（ａ）に示す場合）における各項（Ｒｆ、Ｒｐ、Ｅｍｘ、Ｅｍｎ）の値は以下のとおりである。

Ｒｆ＝０
Ｒｐ＝１
Ｔｘａ＝（Ｔｉｓ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｘ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘａ^3.54）
Ｔｘｂ＝（Ｔｉｅ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｎ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘｂ^3.54）
（Ａ−２）燃料噴射開始時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間中で、かつ燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図８（ｂ）に示す場合）における各項の値は以下のとおりである。

Ｒｆ＝０
Ｒｐ＝１−（ＡＶＡＰＭＮ−Ａｉｅ）／（Ａｉｅ−Ａｉｓ）
Ｔｘａ＝（Ｔｉｓ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｘ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘａ^3.54）
Ｅｍｎ＝０
（Ａ−３）燃料噴射開始時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図８（ｃ）に示す場合）における各項の値は以下のとおりである。

Ｒｆ＝０
Ｒｐ＝０
Ｅｍｘ＝０
Ｅｍｎ＝０
この場合、燃料は殆ど蒸発しないことになる。

なお、図８（ａ），（ｂ）の場合が、本発明でいう「ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲での蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施された場合」に相当する。また、図８（ｃ）の場合に噴射された燃料が、本発明でいう「ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲において蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料」に相当する。

（Ｂ）燃料噴射終了時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側または圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ以上となっている期間中である場合における上記式（３）の各項の値としては以下のように与えられる。

Ｅｍｘ＝１
Ｅｍｎ＝１
Ｒｆ＝１
Ｒｐ＝０
この場合の具体的な燃料噴射形態としては、図９（ａ）〜図９（ｅ）に示すものが挙げられる。

図９（ａ）に示す燃料噴射形態は、燃料噴射開始時期および燃料噴射終了時期が、共にピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間にある場合である。

図９（ｂ）に示す燃料噴射形態は、燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間であり、燃料噴射終了時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間にある場合である。

図９（ｃ）に示す燃料噴射形態は、燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間であり、燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ以上となっている期間にある場合である。

図９（ｄ）に示す燃料噴射形態は、燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間であり、燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ以上となっている期間にある場合である。

図９（ｅ）に示す燃料噴射形態は、燃料噴射開始時期および燃料噴射終了時期が、共に圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ以上となっている期間にある場合である。

これらの場合、噴射された燃料は、その略全量が蒸発することになる。特に、図９（ａ），（ｂ）の場合には、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達した時点で燃料の蒸発が完了する。また、図９（ｃ），（ｄ），（ｅ）の場合には、燃料噴射の終了と略同時に燃料の蒸発が完了する。

なお、図９（ｂ），（ｄ）の場合が、本発明でいう「ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲での蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施された場合」に相当する。また、図９（ｅ）の場合に噴射された燃料が、本発明でいう「蒸発率変化温度領域よりも高い温度領域で噴射された燃料」に相当する。さらに、図９（ａ）の場合に噴射された燃料および図９（ｃ）の場合における噴射初期時に噴射された燃料が、本発明でいう「ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲において蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料」に相当する。

（Ｃ）燃料噴射終了時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも遅角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ未満となっている期間中である場合における上記式（３）の各項の値は、以下の（Ｃ−１），（Ｃ−２）の各条件下においてそれぞれ以下のように与えられる。

（Ｃ−１）燃料噴射開始時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ以上となっている期間中で、燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間中である場合（図１０（ａ）に示す場合）における各項の値は以下のとおりである。

Ｅｍｘ＝１
Ｒｆ＝（ＡＶＡＰＭＸ−Ａｉｓ）／（Ａｉｅ−Ａｉｓ）
Ｒｐ＝１−Ｒｆ
Ｔｘａ＝（Ｔｉｅ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｎ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘａ^3.54）
また、燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図１０（ａ）に破線の丸印で示したＳを参照）においても、得られる累積蒸発率Ｅｔａｃは同じである。

（Ｃ−２）燃料噴射開始時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ以上となっている期間中で、燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図１０（ｂ）に示す場合）における各項の値は以下のとおりである。

Ｅｍｘ＝１
Ｒｆ＝（ＡＶＡＰＭＸ−Ａｉｓ）／（Ａｉｅ−Ａｉｓ）
Ｒｐ＝１−Ｒｆ−（ＡＶＡＰＭＮ−Ａｉｅ）／（Ａｉｅ−Ａｉｓ）
Ｅｍｎ＝０
また、燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図１０（ｂ）に破線の丸印で示したＳを参照）においても、得られる累積蒸発率Ｅｔａｃは同じである。

以上が、ピストン１３が圧縮上死点に達した時点における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達している場合における上記式（３）の各項の値である。

なお、図１０（ａ）の場合が、本発明でいう「ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲での蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施された場合」に相当する。また、図１０（ｂ）の場合における噴射後期時に噴射された燃料が、本発明でいう「ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲において蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料」に相当する。

（Ｄ）一方、ピストン１３が圧縮上死点に達した時点における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達しない場合における上記式（３）の各項の値は、以下の（Ｄ−１）〜（Ｄ−３）の各条件下においてそれぞれ以下のように与えられる。

（Ｄ−１）燃料噴射開始時期および燃料噴射終了時期が、共にピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図１１（ａ）に示す場合）における各項の値は以下のとおりである。

Ｒｆ＝１
Ｒｐ＝０
Ｔｘａ＝（Ｔｔｄｃ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｘ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘａ^3.54）
Ｅｍｎ＝０
また、燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間中である場合（図１１（ａ）に破線の丸印で示したＥを参照）においても、得られる累積蒸発率Ｅｔａｃは同じである。

（Ｄ−２）燃料噴射開始時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間中で、かつ燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ以上となっている期間中である場合（図１１（ｂ）に示す場合）における各項の値は以下のとおりである。

Ｒｆ＝（０−Ｔｉｓ）／（Ａｉｅ−Ａｉｓ）
Ｒｐ＝１−Ｒｆ
Ｔｘａ＝（Ｔｔｄｃ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｘ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘａ^3.54）
Ｔｘｂ＝（Ｔｉｅ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｎ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘｂ^3.54）
また、燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図１１（ｂ）に破線の丸印で示したＳを参照）においても、得られる累積蒸発率Ｅｔａｃは同じである。

（Ｄ−３）燃料噴射開始時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸと蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮとの間の温度となっている期間中で、かつ燃料噴射終了時期が、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図１１（ｃ）に示す場合）における各項の値は以下のとおりである。

Ｒｆ＝（０−Ｔｉｓ）／（Ａｉｅ−Ａｉｓ）
Ｒｐ＝１−Ｒｆ−（ＡＶＡＰＭＮ−Ａｉｅ）／（Ａｉｅ−Ａｉｓ）
Ｔｘａ＝（Ｔｔｄｃ−ＴＶＡＰＭＮ）／（ＴＶＡＰＭＸ−ＴＶＡＰＭＮ）
Ｅｍｘ＝１−ｅｘｐ（−８．０５・Ｔｘａ^3.54）
Ｅｍｎ＝０
また、燃料噴射開始時期が、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側であって且つ圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮ未満となっている期間中である場合（図１１（ｃ）に破線の丸印で示したＳを参照）においても、得られる累積蒸発率Ｅｔａｃは同じである。

なお、これら図１１（ａ）〜（ｃ）の場合が、本発明でいう「ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が蒸発率変化温度領域であった場合」に相当する。

（Ｅ）ピストン１３が圧縮上死点に達した時点における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮに達しない場合（図１２に示す場合）には、気化が不能となるため、累積蒸発率としては「０」となる。

なお、この図１２の場合が、本発明でいう「ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が蒸発率変化温度領域よりも低い場合」に相当する。

以上が、各種の燃料噴射形態における累積蒸発率の算出手法である。このようにして累積蒸発率が算出されることにより、燃料の反応形態の一つである気化反応において反応する燃料量（燃料蒸発量）を正確に求めることが可能になり、この気化反応における熱発生率波形（理想熱発生率波形）を実際の燃料蒸発状態に応じて作成することが可能になる。具体的な理想熱発生率波形の作成については後述する。

また、前述したように、この気化反応は吸熱反応であるため、気筒内の温度を低下させることになる。このため、この吸熱反応による気筒内温度の低下は、その後の反応形態（低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応等）に影響を及ぼすことになる。従って、この累積蒸発率を適切に算出して気化反応による吸熱量を適切に求めることで他の反応の熱発生率波形も適切に作成することが可能になる。

なお、この気化反応による吸熱量は、図１３に示すマップからも求めることが可能である。この図１３は、クランク角度と累積気化率との関係および累積気化率と吸熱量との関係の一例を示すマップである。

図１３の上段に示す波形は、クランク角度と累積気化率との関係をＷｉｅｂｅ関数によってモデル化した図である。このＷｉｅｂｅ関数としては、以下の式（４）に示すものが挙げられる。

Ｗ（Ｘ）＝１−ｅｘｐ（−ａ・Ｘ^m+1） …（４）
ここで、「Ｗ（Ｘ）」は要求気化累積率である。また、「Ｘ」はクランク角度の到達角度である。この「Ｘ」は以下の式（５）によって求められる。

Ｘ＝［ｌｎ｛Ｗ（Ｘ）−１｝／ａ］^1/(m+1) …（５）
また、前記到達角度は以下の式（６）によって求められる。

到達角度＝Ａｉｓ＋Ｘ×（Ａｉｅ−Ａｉｓ） …（６）
なお、前記Ｗｉｅｂｅ関数Ｗ（Ｘ）の形状パラメータであるａ項およびｍ項は適宜設定される。例えばａ＝８．０６、ｍ＝２．５４にそれぞれ設定される。

そして、図１３の上段に示すマップから累積気化率に応じたクランク角度位置を求め、図１３の下段に示すマップから、このクランク角度位置に応じた吸熱量を求めることができる。この吸熱量の変化を表している図１３の下段の波形が実際の気化反応における理想熱発生率波形（実際の燃料蒸発量に応じた熱発生率波形）に相当するものとなる。そして、この吸熱量に応じた気筒内温度の低下量を求めることにより、その後の反応形態（低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応等）の反応開始時期などを補正することができる。例えば図１３に破線で示すように、累積気化率がαであった場合に対応するクランク角度位置としてはβが求められ、このクランク角度位置βに対応する吸熱量としては図中のγが求められることになる。

また、前記気化反応についての理想熱発生率波形を作成するに当たっては、その反応の開始時期および終了時期を適切に求めておく必要がある。以下、具体的に説明する。

−気化開始時期−
インジェクタ２３からの燃料噴射が開始された場合の燃料の気化開始時期としては、エンジン１の暖機完了後の通常運転時などであって、燃料噴射の開始時期における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮに達している場合には、燃料噴射の開始と略同時期に気化が開始される。つまり、燃料の噴射開始時期Ａｉｓが気化開始時期として与えられる。

これに対し、エンジン１の冷間始動時や暖機運転中などであって、燃料噴射の開始時期における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮに達していない場合には、この圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮに達した時点から気化が開始される。

−気化終了時期−
燃料の気化終了時期は、インジェクタ２３からの燃料噴射の終了時期および圧縮ガス温度に応じて異なる。

まず、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側で燃料噴射が終了し、且つ燃料噴射の終了時期における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達している場合には、燃料噴射の終了時期が気化終了時期となる。

また、ピストン１３の圧縮上死点よりも進角側で燃料噴射が終了し、且つ燃料噴射の終了時期における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達していない場合には、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達した時点が燃料の気化終了時期となる。

一方、ピストン１３の圧縮上死点よりも遅角側で燃料噴射が終了し、且つ燃料噴射の終了時期における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸに達している場合には、燃料噴射の終了時期が気化終了時期となる。

また、ピストン１３の圧縮上死点よりも遅角側で燃料噴射が終了し、且つ燃料噴射の終了時期における圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲上限温度ＴＶＡＰＭＸ未満である場合には、圧縮ガス温度が蒸発率変動範囲下限温度ＴＶＡＰＭＮに達した時点が燃料の気化終了時期となる。

−熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正−
次に、本実施形態の特徴である熱発生率波形の作成（理想熱発生率波形の作成）、燃焼状態診断（気筒内での燃料の各反応形態の診断）、および、その診断結果に応じて実行される制御パラメータの補正について説明する。

この熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正では、図１４に示すように、（１）理想熱発生率波形の作成、および、（２）実熱発生率波形の作成、が行われた後、（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態診断が行われる。そして、（４）この燃焼状態診断の結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正が行われることになる。これら（１）〜（４）の各動作を行うための構成の全てが車両に搭載（実装）されていてもよいし、（１）の動作のみが実験室等によって行われ、その結果（作成された理想熱発生率波形）が前記ＲＯＭに記憶され、（２）〜（４）の各動作を行うための構成が車両に搭載された構成となっていてもよい。

また、上記理想熱発生率波形の作成にあっては、（１−Ａ）燃料の反応形態の分離、（１−Ｂ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成、（１−Ｃ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリング（フィルタ処理）による理想熱発生率波形の作成が順に行われる。

以下、各動作について具体的に説明する。

（１）理想熱発生率波形の作成
上記理想熱発生率波形の作成について説明する。まず、理想熱発生率波形の作成の概略について説明する。

前記インジェクタ２３から気筒内に噴射された燃料の反応（化学反応等）の律速条件としては、気筒内温度、気筒内の酸素量（気筒内の酸素密度に相関がある値）、気筒内の燃料量（気筒内の燃料密度に相関がある値）、気筒内での燃料の分布が挙げられる。これらのうち、制御自由度の低い順としては、気筒内温度、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量、気筒内での燃料の分布の順である。

つまり、気筒内温度は、燃料が反応する前段階にあっては、吸入空気温度とエンジン１の圧縮比とによって略決定されることになり、制御の自由度は最も低い。また、この気筒内温度は、先行して燃料噴射が行われた場合（例えば予熱のための燃料噴射が行われた場合）に、その燃料の燃焼による予熱量によっても変動する。また、気筒内の酸素量は、前記吸気絞り弁６２の開度や、前記ＥＧＲバルブ８１の開度によって調整できるため、気筒内温度に比べて制御自由度は高い。また、この気筒内の酸素量は、ターボチャージャ５による過給率によっても変動する。さらに、気筒内の酸素量は、先行して燃料噴射（予熱のための燃料噴射等）が行われた場合に、その燃料の燃焼による酸素消費量によっても変動する。また、気筒内の燃料量は、前記サプライポンプ２１による燃料噴射圧力（コモンレール圧力）の制御や前記インジェクタ２３からの燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整できるため、気筒内の酸素量に比べて制御自由度は高い。また、気筒内での燃料分布も、前記燃料噴射圧力の制御や前記燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整が可能であることから制御自由度は高いものである。

そして、本実施形態では、前記制御自由度の低い順に、燃料の反応状態を決定する条件の優先順位を高く設定している。なお、ここでは、気筒内温度、気筒内の酸素量および気筒内の燃料量の量的条件を、気筒内での燃料の分布よりも優先順位の高いものとしている。つまり、気筒内温度を機軸として燃料の各反応の開始タイミング（反応開始時期）を決定するものとしている。即ち、筒内ガス温度（圧縮ガス温度）から基準温度到達角度（各反応形態それぞれの反応開始タイミングにおけるクランク角度位置）を確定する。

そして、この反応開始時期を基点として、反応速度、反応量、反応期間をそれぞれ求めて各反応形態毎に理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。つまり、気筒内に噴射された燃料の複数の反応形態それぞれの反応速度、反応量、反応期間を気筒内環境（反応開始時期を決定する気筒内ガス温度等）および燃料組成（反応に寄与する燃料量および燃料密度を含む）に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。

理想熱発生率波形モデルの作成動作として、具体的には、前記反応開始時期における筒内ガス温度（基準温度）および燃料組成等に対応した基準反応速度効率［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］と、基準反応量効率［Ｊ／ｍｍ³］とを各反応形態毎に確定し、燃焼場に対する酸素供給能力（酸素密度）から前記基準反応速度効率および基準反応量効率を修正し、これら修正された効率と燃料量とから反応速度および反応量を確定する。また、反応速度に対しては、後述するエンジン回転速度に応じた補正を行う。なお、前記「反応速度効率」は「反応速度勾配係数」とも呼ばれ、また、前記「反応量効率」は「燃焼効率」とも呼ばれる。

そして、前記反応開始時期、反応速度および反応量から後述する理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）を作成し、これにより、反応期間を確定する。この反応期間としては以下の式（７）により求められる。

反応期間＝２×（反応量／反応速度）^1/2 …（７）
なお、前記理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）の作成の詳細については後述する。

（１−Ａ）燃料の反応形態の分離
次に、前記理想熱発生率波形の作成の第１手順である燃料の反応形態の分離について説明する。

前記インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合、気筒内においては、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応が筒内環境に応じて行われる。さらに、高温酸化反応は、予混合燃焼による高温酸化反応と拡散燃焼による高温酸化反応とに分離できる。以下、各反応形態について説明する。

（ａ）気化反応
気化反応は、前記インジェクタ２３から噴射された燃料が気筒内の熱を受けて気化するものである。この反応は、前述したように気筒内のガス温度が前記蒸発率変動範囲下限温度以上となっている環境下に燃料が晒された状態で、燃料噴霧の拡散がある程度進んだ際に開始する噴霧律速の反応となっている。このため、気化反応においては、温度律速条件を考慮する必要はない。

そして、この気化反応における前記基準反応量効率としては、例えば１．１４［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この気化反応における有効噴射量（気化反応に寄与する燃料量）としては、前述の如く算出された累積蒸発率Ｅｔａｃに基づいて算出される。つまり、インジェクタ２３からの総燃料噴射量に前記累積蒸発率Ｅｔａｃを乗算することによって気化反応に寄与する燃料量（本発明でいう燃料蒸発量）を算出することができる。そして、この燃料量は、総燃料噴射量から、壁面付着量（シリンダボア１２の壁面やキャビティ１３ｂの内壁面に付着した燃料量）および未燃浮遊燃料量（噴霧塊の外周囲に存在して反応に寄与しない燃料）を減算した量に相当するものとして算出される。

（ｂ）低温酸化反応
低温酸化反応は、ディーゼルエンジン１の燃料である軽油中に含まれる低温酸化反応成分（ｎ−セタン（Ｃ₁₆Ｈ₃₄）等の直鎖単結合組成の燃料等）が燃焼する反応である。この低温酸化反応成分は、筒内温度が比較的低い場合であっても着火が可能な成分であって、このｎ−セタン等の量が多いほど（高セタン燃料であるほど）気筒内での低温酸化反応が進み易く着火遅れが抑制されることになる。具体的に、ｎ−セタン等の低温酸化反応成分は、筒内温度が約７５０Ｋに達した時点で燃焼（低温酸化反応）を開始する。なお、ｎ−セタン等以外の燃料成分（高温酸化反応成分）は気筒内温度が約９００Ｋに達するまで燃焼（高温酸化反応）を開始しない。

そして、この低温酸化反応における前記基準反応速度効率としては、例えば０．２９４［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば５．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この低温酸化反応の反応速度および反応量は、前記基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記低温酸化反応の反応速度を算出するに当たっては、前記基準反応速度効率に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた係数（回転速度補正係数＝（基準回転速度／実回転速度）²）が乗算される。なお、この回転速度補正係数を求めるための基準回転速度としては任意の回転速度（例えば２０００ｒｐｍ）が設定可能である。これにより、ガス組成等が変化しても反応速度を時間に依存した値として求めることができる。

なお、回転速度補正係数は、図１５に示す回転速度補正係数マップから求められるものであってもよい。この図１５に示す回転速度補正係数マップは、基準回転速度を２０００ｒｐｍに設定したものである。エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）以上である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）²」に応じた値（図中に一点鎖線で示すエンジン回転速度に応じた値）として回転速度補正係数が求められる。これに対し、エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）未満である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）²」に応じた値に対して所定割合だけ補正（低い側に補正）された値が回転速度補正係数として求められる（基準回転速度未満である領域の実線を参照）。この場合の補正割合は実験やシミュレーションによって求められている。

前記基準回転速度は、上述した値には限定されず、エンジン１の使用頻度が最も高い回転速度域に設定することが好ましい。

なお、この低温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

（ｃ）熱分解反応
熱分解反応は、燃料成分の熱分解を行う反応であって、その反応温度は例えば約８００Ｋとなっている。

また、この熱分解反応における前記基準反応速度効率としては、例えば０．３８４［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば５．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この熱分解反応の反応速度および反応量も、前記基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば前記有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記熱分解反応の反応速度を算出するに当たっても、前記基準反応速度効率に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。

なお、本実施形態では、この熱分解反応を吸熱反応として扱うものとする。つまり、反応量（発生熱量）が負の値であるものとする。

（ｄ）予混合燃焼による高温酸化反応
予混合燃焼による高温酸化反応の反応温度は例えば約９００Ｋとなっている。つまり、気筒内温度が９００Ｋに達したことで燃焼を開始する反応が、この予混合燃焼による高温酸化反応である。

また、この予混合燃焼による高温酸化反応における前記基準反応速度効率としては、例えば４．３［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度および反応量も、前記基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を算出するに当たっても、前記基準反応速度効率に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。

なお、この予混合燃焼による高温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

（ｅ）拡散燃焼による高温酸化反応
拡散燃焼による高温酸化反応の反応温度は例えば約１０００Ｋとなっている。つまり、温度が１０００Ｋ以上となっている筒内に向けて噴射された燃料が、噴射後、直ちに燃焼を開始する反応が、この拡散燃焼による高温酸化反応である。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応における反応速度は、コモンレール圧力に応じて変化し、以下の式（８）および式（９）から求められる。

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（８）
Ｇｒｄ＝ＧｒｄＢ×（基準エンジン回転速度／実エンジン回転速度）²
×（ｄ／基準ｄ）×（Ｎ／基準Ｎ） …（９）
ＧｒｄＢ：基準反応速度、Ｇｒｄ：反応速度、ｄ：インジェクタ２３の噴孔径、Ｎ：インジェクタ２３の噴孔数、Ａ，Ｂ：実験等により求められた定数
なお、前記式（９）は、インジェクタ２３の基準噴孔径に対する実噴孔径の比、および、インジェクタ２３の基準噴孔数に対する実噴孔数の比が乗算されていることにより、一般化された式となっている。また、この式（９）は、回転速度補正係数が乗算されていることで、エンジン回転速度に応じて補正された反応速度が求められるものとなっている。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応の基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっており、この拡散燃焼による高温酸化反応の反応量も、前記基準反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。

なお、この拡散燃焼による高温酸化反応も発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

以上のようにして燃料の反応形態を分離することができる。

（１−Ｂ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成
次に、前記分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成について説明する。

上述の如く反応形態を分離したことにより、それぞれの反応形態における理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。つまり、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応それぞれに対して、理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。

本実施形態では、各反応それぞれに対し、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させるものとしている。つまり、上述した反応開始温度を基点として、反応速度を二等辺三角形の斜辺の勾配とし、反応量を二等辺三角形の面積とし、反応期間を二等辺三角形の底辺の長さとする理想熱発生率波形モデルを作成する。

前記反応開始温度としては、上述したように、気化反応では約４５３Ｋ、低温酸化反応では約７５０Ｋ、熱分解反応では約８００Ｋ、予混合燃焼による高温酸化反応では約９００Ｋ、拡散燃焼による高温酸化反応では約１０００Ｋとなっている。

この際、気化反応の開始は、前述した如く圧縮ガス温度に基づいて規定されることになる。また、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応それぞれに対し、反応が開始されたか否か（気筒内温度がそれぞれの反応開始温度に達したか否か）の判定は、ピストン１３の移動に伴って変化する圧縮ガス温度、先行して燃料噴射が行われた場合にその燃料の燃焼による予熱量、さらには、前述した気化反応における累積気化率に基づいて算出される吸熱反応量（前記式（１）で算出される吸熱反応量）による気筒内温度の低下分などに基づき、現在の気筒内温度が反応開始温度に達したか否かを判定することによって行われる。

以下の理想熱発生率波形モデルの作成は、上述した各反応形態それぞれに対して適用される。以下、具体的に説明する。

（ａ）反応速度（勾配）
反応速度は、前記基準反応速度効率に基づいて設定され、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させた場合、熱発生率が上昇する期間での上昇勾配と、熱発生率が下降する期間での下降勾配とでは、それらの絶対値は一致している。

なお、前記熱発生率が上昇する期間での反応速度に対して、熱発生率が下降する期間での反応速度が低い場合（理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合）には、前記上昇勾配に所定値α（＜１）を乗算することで下降勾配が求められることになる。

前記拡散燃焼による高温酸化反応での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は噴射率波形勾配に比例し、燃料噴射圧（コモンレール内圧）が一定であれば反応速度も一定である。また、他の反応（例えば予混合燃焼による高温酸化反応）での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は燃料噴射量に比例することになる。

（ｂ）発生熱量（面積）
各反応における熱効率［Ｊ／ｍｍ³］は燃焼期間を適正化すれば定数（例えば高温酸化反応の場合は３０Ｊ／ｍｍ³）と見なすことができる。このため、発生熱量としては、この熱効率に燃料噴射量（前記有効噴射量）を乗算したものとなる。

なお、この有効噴射量は、前記累積蒸発率Ｅｔａｃによって求められた燃料量（蒸発燃料量）に相当するため、前記発生熱量（理想熱発生率波形を規定するパラメータの一つである発生熱量）は、この蒸発燃料量に基づいて算出されることになる。

但し、前記低温酸化反応については高温酸化反応との和で完結し、拡散燃焼による高温酸化反応では単独で完結することになる。

このようにして求められた発生熱量が理想熱発生率波形モデルである三角形の面積に相当することになる。

（ｃ）燃焼期間（底辺）
以上の三角形の勾配（反応速度）および三角形の面積（発生熱量）から三角形の底辺の長さに相当する燃焼期間が求められる。

図１６に示すように、三角形の面積（発生熱量に相当）をＳ、底辺の長さ（燃焼期間に相当）をＬ、高さ（熱発生率ピーク時点での熱発生率に相当）をＨ、燃焼開始時点から熱発生率ピーク時点までの期間をＡ、熱発生率ピーク時点から燃焼終了時点までの期間をＢ（理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはＢ＝Ａ）、上昇勾配（熱発生率が上昇する期間での反応速度に相当）をＧ、この上昇勾配に対する下降勾配（熱発生率が下降する期間での反応速度に相当）の比をα（≦１）とした場合、以下の関係が成り立つ。なお、図１６（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合を、図１６（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形の場合をそれぞれ示している。

Ｈ＝Ａ×Ｇ＝Ｂ×α×Ｇ
これより、Ｂ＝Ａ／αとなる。

Ｓ＝Ａ²×Ｇ／２＋Ａ×Ｇ×Ｂ／２＝（１＋１／α）×Ａ²×Ｇ／２
よって、Ａ＝ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］となる。

従って、底辺の長さＬは、
Ｌ＝Ａ＋Ｂ＝Ａ（１＋１／α）
＝（１＋１／α）×ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］
理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはα＝１であり、
Ｌ＝２×ＳＱＲＴ（Ｓ／Ｇ）＝２×ＳＱＲＴ（３０×Ｆｑ／Ｇ）となる。

（Ｆｑは燃料噴射量（有効噴射量）であり、上述した如く燃料１ｍｍ³当たりの発生熱量を３０Ｊとした場合には「３０×Ｆｑ」が三角形の面積Ｓとなる）
このようにして、噴射量（噴射量指令値：発生熱量に相関のある値）と勾配（反応速度）が与えられれば燃焼期間が確定されることになる。

以下、理想熱発生率波形モデルを三角形（特に二等辺三角形）に近似できる理由について説明する。図１７（ａ）は、インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合における経過時間と１つの反応形態における気筒内への燃料供給量（その反応形態で使用される燃料の量）との関係を示している。また、この図１７（ａ）では、その燃料供給量が得られる燃料噴射期間を１０個の期間に区分している。つまり、その燃料噴射期間を、互いに燃料供給量が等しい１０個の期間に区分しており、それぞれに第１期間から第１０期間の期間番号を付している。つまり、第１期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第２期間での燃料噴射が開始され、第２期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第３期間での燃料噴射が開始されるといった噴射形態で第１０期間の終了時点まで燃料噴射が継続されることになる。

また、図１７（ｂ）は前記各期間で噴射された燃料の反応量（この図１７（ｂ）に示すものは発熱反応における発熱量）を示している。この図１７（ｂ）に示すように、第１期間での燃料噴射が開始され、第２期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図１７（ｂ）における期間ｔ１）は、第１期間で噴射された燃料の反応のみが行われている。そして、第２期間での燃料噴射が開始され、第３期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図１７（ｂ）における期間ｔ２）は、第１期間で噴射された燃料の反応および第２期間で噴射された燃料の反応が共に行われている。このようにして、新たな噴射期間を迎える度に、燃料の総反応量としては次第に増加していく（新たに噴射が開始された期間の燃料分だけ総反応量が増加していく）。この増加期間が、前記理想熱発生率波形モデルの正側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも進角側の期間）に相当する。

その後、第１期間で噴射された燃料の反応が終了する。この時点（図１７（ｂ）におけるタイミングＴ１）では、第２期間以降で噴射された燃料の反応は終了しておらず、第２期間から第１０期間で噴射された燃料の反応が継続している。そして、第２期間で噴射された燃料の反応が終了すると（図１７（ｂ）におけるタイミングＴ２）、第３期間以降で噴射された燃料の反応は終了していないため、第３期間から第１０期間で噴射された燃料の反応が継続することになる。このようにして、各期間で噴射された燃料の反応が順次終了していくことにより、燃料の総反応量としては次第に減少していく（反応が終了した燃料分だけ総反応量が減少していく）。この減少期間（図１７（ｂ）において反応量を破線で示している期間）が、前記理想熱発生率波形モデルの負側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも遅角側の期間）に相当する。

以上のような形態で燃料の反応が行われるため、理想熱発生率波形モデルは三角形（二等辺三角形）として近似できることになる。

以上が、燃料の各反応形態に対する理想熱発生率波形モデルの作成手順である。

（１−Ｄ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリングによる理想熱発生率波形の作成
以上のようにして理想熱発生率波形モデルを作成した後、この理想熱発生率波形モデルを周知のフィルタ処理（例えばＷｉｅｂｅフィルタによる処理）によって円滑化することにより、理想熱発生率波形を作成する。以下、具体的に説明する。

図１８は、１回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）を示している。この図１８では、本発明の理解を容易にするために、１回の燃料噴射によって気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応が順次行われた場合の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）を示している。具体的に、図中のＩは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIは低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、IIIは熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IVは予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、Ｖは拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。

また、図１９は、この理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化したことで得られた理想熱発生率波形を示している。このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて理想熱発生率波形が作成されることになる。

なお、実際のエンジン１では、メイン噴射以外にパイロット噴射やアフタ噴射等が行われる。このため、これらパイロット噴射やアフタ噴射に対しても、前述の場合と同様に気筒内における理想熱発生率波形モデルを作成し、これをフィルタ処理によって円滑化することにより理想熱発生率波形が作成される。

そして、前記メイン噴射における筒内全体を対象とした理想熱発生率波形と、これら理想熱発生率波形（パイロット噴射やアフタ噴射を対象とする理想熱発生率波形）とを合成することによって１サイクルを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

また、メイン噴射を複数回に分割して実行（分割メイン噴射）した場合にあっても、各メイン噴射それぞれにおける理想熱発生率波形同士を合成することによって１サイクルを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

このように複数回の噴射が実行される場合に、それぞれの理想熱発生率波形を合成するに当たっては、前段（進角側）で燃料が噴射されるタイミングでの気筒内温度と、その後に（遅角側で）燃料が噴射されるタイミングでの気筒内温度とが互いに異なっていることを考慮する必要がある。具体的には、エンジンの定常運転状態において、進角側で燃料が噴射されるタイミングにおいて前記予熱等が行われていない場合には、外部から吸入される新気、気筒内の残留ガスおよびＥＧＲガス等のガスがピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始される。なお、エンジンの始動時やフューエルカットからの燃料噴射復帰時等にあっては、外部から吸入される新気がピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始されることになる。一方、その遅角側で燃料が噴射される場合には、前記圧縮ガス温度に対して、既燃ガス（進角側で噴射された燃料の燃焼ガス）の温度等が加算されて温度上昇した温度場に対して燃料が噴射されることになるため、既燃ガスによる温度上昇がない場合に比べて反応開始時期が進角側に移行することになる。このことを考慮し、進角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形、および、遅角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形それぞれを前述した温度変化を考慮して求める。つまり、各噴射における各反応の開始時点等を温度管理によって規定する。これにより、各噴射における各反応の開始時点を適切に求めることが可能になる。その結果、反応の開始順序や反応同士が並行される期間等を適正に規定することが可能になり、各噴射に応じて作成された理想熱発生率波形を合成することによる理想熱発生率波形を高い精度で作成することが可能になる。

（２）実熱発生率波形の作成
前記理想熱発生率波形と比較される実熱発生率波形は、前記筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力の変化に応じて作成される。つまり、気筒内での熱発生率と筒内圧力との間には相関がある（熱発生率が高いほど筒内圧力は高くなる）ので、この筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力から実熱発生率波形を作成することができる。この検出した筒内圧力から実熱発生率波形を作成する処理については公知であるため、ここでの説明は省略する。

（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断
燃焼状態の診断（反応形態の診断）としては、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離の大きさに基づいて行われる。例えば、その乖離が予め設定された閾値（本発明でいう異常判定乖離量）以上となっている反応形態が存在している場合には、その反応形態に異常が生じていると診断することになる。例えば熱発生率の偏差が１０［Ｊ／°ＣＡ］以上となっている反応形態が存在する場合や、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形のクランク角度側への偏差（進角側または遅角側の偏差）が３°ＣＡ以上となっている反応形態が存在する場合には、その反応形態に異常が生じていると診断する。これら値はこれに限定されるものではなく、実験やシミュレーションによって適宜設定される。

例えば、図１９に示した理想熱発生率波形が作成された場合を例に挙げて説明すると、図２０に破線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形（図１９で示した波形）に対して各高温酸化反応（予混合燃焼による高温酸化反応および拡散燃焼による高温酸化反応）における実熱発生率波形が遅角側にずれており、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応の反応開始時期に異常が生じていると診断することになる。

また、図２０に一点鎖線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形に対して各高温酸化反応における熱発生率波形のピーク値が高く、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応での反応量に異常が生じていると診断することになる。また、このような診断は、高温酸化反応に限らず、前記気化反応、低温酸化反応、熱分解反応それぞれに対しても同様に行われる。

なお、前記反応形態に異常が生じているか否かを診断するためのパラメータとしては、上述した反応時期の偏差（着火遅れ等）や、熱発生率波形のピーク値の偏差に限らず、反応速度の偏差、反応期間の偏差、ピーク位相等も挙げられる。

（４）診断結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正
前記理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断において、上述した如く理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が予め設定された閾値を超える反応形態が存在する場合、その反応形態に異常が生じていると診断され、この乖離を小さくするようにエンジン１の制御パラメータが補正されることになる。

例えば、実熱発生率波形が、図２０に破線で示したものである場合には、燃料の着火遅れが生じており、酸素不足であると判断して、前記インタークーラ６１による吸気の冷却能力を高めるようにしたり、ＥＧＲバルブ８１の開度を小さくしてＥＧＲガス量を減量したり、吸気の過給率を上昇させたりすることで酸素不足を解消する。

また、実熱発生率波形が、図２０に一点鎖線で示したものである場合には、燃料の反応量が大きすぎると判断して、燃料噴射量の減量補正や、ＥＧＲガスの増量補正等を行う。

その他の補正動作として、実熱発生率波形における反応開始時期が理想熱発生率波形に対して遅角側に位置している場合には、吸気の過給率を上昇させたり、気筒内に対するパイロット噴射による予熱量を増量させる等の補正を行うことも挙げられる。

また、実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付けるための制御パラメータとしては、上述したもの以外に、燃料噴射時期、気筒内のガス組成、吸入空気量（ガス量）、各種の学習値（燃料噴射量や燃料噴射時期の学習値など）であってもよい。例えば、気筒内の酸素密度に過不足が生じている場合、学習値としては、ＥＧＲガスの補正や吸気の過給率の補正を行うように学習する。また、気筒内の燃料密度に過不足が生じている場合、学習値としては、燃料噴射時期や、燃料噴射圧力や、燃料噴射量の補正を行うように学習する。

このような制御パラメータの補正は、この制御パラメータの補正によって実熱発生率波形を理想熱発生率波形に略一致させることが可能な場合に実行される。具体的には、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が所定の補正可能乖離量以下である場合に実行される。この補正可能乖離量としては、実験またはシミュレーションによって予め設定されている。そして、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が前記補正可能乖離量を超えている場合には、制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えることになるので、これによってエンジン１を構成している機器の一部に故障が生じていると診断する。具体的には、気筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれの下限値を予め設定しておき、これら気筒内温度、酸素密度、燃料密度の何れかがその下限値を下回っている場合には、エンジン１の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えるとして、エンジン１に故障が生じていると診断することになる。

この場合、前記制御パラメータの補正を行うことなく、例えば、車室内のメータパネル上のＭＩＬ（警告灯）を点灯させて運転者に警告を促すと共に、前記ＥＣＵ１００に備えられたダイアグノーシスに異常情報が書き込まれることになる。

以上説明したように、本実施形態では、累積気化率に基づいて燃料蒸発量を求め、この燃料蒸発量から理想熱発生率波形を作成するようにしている。つまり、熱発生率に寄与する燃料量である燃料蒸発量を高い精度で求めて理想熱発生率波形を作成するようにしている。このため、気筒内に噴射された燃料の全量が燃料噴射と略同時に蒸発することを前提に燃焼状態（熱発生率波形）を規定する従来技術に比べて、燃料の反応状態をより正確に規定することができ、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

そして、本実施形態では、これら理想熱発生率波形を合成して気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成し、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の診断を行っている。このため、燃料の複数の反応形態それぞれに対し、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、その反応形態に異常が生じていると診断することができる。つまり、各反応形態を個別に扱い、それぞれについて異常の有無を診断することができる。このため、異常が生じている反応形態の特定を高い精度で行うことができ、診断精度の向上を図ることができる。そして、異常であると診断された反応形態に対して改善策（制御パラメータの補正）を講じることで（乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合）、その反応形態の反応状態を適正化するための最適な制御パラメータを補正することが可能になり、効果的な補正動作が行える。これにより、燃料の各反応全体を理想的な反応に近付ける（各反応の実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付ける）ことが可能になって、エンジン１の制御性を大幅に改善することができる。

また、反応に異常が生じていると診断された場合において、その異常が解消可能であるか否かを、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量に基づいて判断するようにしているため、制御パラメータの補正によって正常な反応状態が得られる状態と、部品交換などのメンテナンスが必要な状態とを正確に判別することが可能になる。

−他の実施形態−
以上説明した実施形態は、自動車に搭載された直列４気筒ディーゼルエンジン１に本発明を適用した場合について説明した。本発明は、自動車用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、気筒数やエンジン形式（直列型エンジン、Ｖ型エンジン、水平対向型エンジン等の別）についても特に限定されるものではない。また、本発明は軽油を燃料とするディーゼルエンジンに限らず、ガソリンやその他の燃料を使用するエンジンに対しても適用が可能である。

また、前記実施形態では、本発明に係る燃焼状態診断装置を車載のＥＣＵ１００のＲＯＭに格納（車両に実装）し、エンジン１の運転状態において燃焼状態の診断を行うようにしていた。本発明はこれに限らず、実験装置（エンジンベンチ試験器）に前記燃焼状態診断装置を備えさせ、エンジン１の設計段階において、この実験装置上でエンジン１を試験運転させる際に燃焼状態の診断を行って、制御パラメータの適正値を取得するといった使用形態に適用することも可能である。

また、前記実施形態は、キャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれについて理想熱発生率波形を作成し、これらを合成することによって燃焼状態の診断に利用するものであった。本発明は、これに限定されるものではなく、前記領域毎に作成された理想熱発生率波形を個別に用いて燃焼状態の診断を行うようにしたり、エンジンの設計や制御パラメータの適合値を求めるために利用してもよい。

また、前記実施形態では、通電期間においてのみ全開の開弁状態となることにより燃料噴射率を変更するピエゾインジェクタ２３を適用したエンジン１について説明したが、本発明は、可変噴射率インジェクタを適用したエンジンへの適用も可能である。

本発明は、自動車に搭載されるディーゼルエンジンにおいて、燃料の各反応の熱発生率波形の作成および各反応の診断に適用可能である。

１ エンジン（内燃機関）
１２ シリンダボア
１３ ピストン
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
３ 燃焼室
４Ａ 筒内圧センサ
１００ ＥＣＵ
Ｉ 気化反応の理想熱発生率波形モデル
II 低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
III 熱分解反応の理想熱発生率波形モデル
IV 予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
Ｖ 拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル

Claims (15)

1. 燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記気筒内での前記燃焼の熱発生率波形を作成する装置であって、
   前記噴射された燃料の蒸発率がガス温度に応じて変化する蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施されたときの燃料蒸発量を求め、この燃料蒸発量に基づいて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
2. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲での前記蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施された場合には、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなったことを条件に、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の略全量が蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
3. 請求項１または２記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲での前記蒸発率変化温度領域において燃料噴射の開始および終了のうちの少なくとも一方が実施された場合には、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなっていたとしても、前記蒸発率変化温度領域で噴射された燃料の一部のみが蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
4. 請求項１、２または３記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記蒸発率変化温度領域よりも高い温度領域で噴射された燃料については、その燃料の略全量が蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
5. 請求項１〜４のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも遅角側のクランク角度範囲において前記蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料については、その燃料の略全量が蒸発していないとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
6. 請求項１〜５のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲において前記蒸発率変化温度領域よりも低い温度領域で噴射された燃料については、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも高くなったことを条件に、その燃料の略全量が蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
7. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   ピストンの圧縮上死点におけるクランク角度位置よりも進角側のクランク角度範囲において燃料噴射が行われ、前記ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域であった場合には、前記噴射された燃料の一部のみが蒸発したとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
8. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   ピストンが圧縮上死点に達した際のガス温度が前記蒸発率変化温度領域よりも低い場合には、噴射された燃料の略全量が蒸発していないとして燃料蒸発量を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
9. 請求項１〜８のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃料噴射弁から噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を領域内の環境に応じて算出して理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
10. 請求項９記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
    前記燃料の複数の反応とは、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応であることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
11. 請求項１〜１０のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
    前記理想熱発生率波形は、前記各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで作成されることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
12. 請求項１〜１１のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合には、燃料の反応に異常が生じていると診断する構成となっていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
13. 請求項７または８記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを前記各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている反応が存在する場合には、その反応に異常が生じていると診断する構成となっていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
14. 請求項１３記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断することを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
15. 請求項１２、１３または１４記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    車両に実装または実験装置に搭載されていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。

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