JP5716869B2 - 内燃機関の燃焼状態診断装置 - Google Patents

Description

本発明は、ディーゼルエンジンに代表される内燃機関の気筒内における燃料の燃焼状態（酸化反応等）を診断する装置に係る。

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）では、排出ガス特性、燃料消費特性、燃焼安定性および動力性能等のエンジン特性がさまざまな要求を満たすべく、複雑な制御が行われる。

具体的には、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最適な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、これをエンジン制御用の電子制御ユニット（エンジンＥＣＵ）に記憶させておく。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、エンジンの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）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。

下記の特許文献１には、燃料の着火時期が、排気エミッション、燃焼騒音、燃費等の特性に影響を与えることに鑑み、燃焼室内での燃料の着火時期をアレニウスの化学反応式を用いて算出することが開示されている。具体的には、筒内温度に基づいて基本燃料噴射時期を設定し、この基本燃料噴射時期において燃料噴射が行われた場合の着火遅れ期間を、実験等により求められた物理的着火遅れ時間と、アレニウスの化学反応式によって算出された化学的着火遅れ時間とから求める。そして、この着火遅れ期間により求められた着火時期が目標着火時期からずれている場合には、そのずれを解消するように燃料噴射時期を補正するようにしている。

特開２００８−１０１５９１号公報

しかしながら、上記アレニウスの化学反応式は気筒内の温度変化が無いと仮定した定温度場での反応を対象としている。つまり、気筒内の温度が所定温度に達した時点を燃料の着火時期であるとした温度管理の元で燃料の燃焼状態を推定している。このため、上記特許文献１に開示されているようにアレニウスの化学反応式によって燃料の着火時期を推定しながら制御パラメータを補正する場合、時々刻々と変化していく筒内環境に応じて燃料の反応を理想的な反応に近付けていくには限界がある。その結果、例えば、理想的な反応状態に対する実際の反応状態の乖離が大きくなっていて、反応異常と判断すべき状態が生じているにも拘わらず、それを認識できないといった状況を招く可能性があった。

本発明の発明者は、気筒内に燃料が噴射された際、その燃料にあっては複数の反応（低温酸化反応や高温酸化反応等）が筒内環境に応じて行われていくことに着目した。そして、これら反応形態を個別に扱い、それぞれについて診断を行うことにより、高い精度で燃料反応の診断が可能になることを見出し本発明に至った。

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反応形態それぞれに対する診断（燃焼状態の診断）を行うことが可能な内燃機関の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−
上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各反応形態（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応等）それぞれに対し、筒内環境および燃料量に応じた理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応形態毎の理想熱発生率波形モデル、または、この各反応形態毎の理想熱発生率波形モデルから得られる理想熱発生率波形と、筒内における実際の反応の熱発生率波形（実熱発生率波形）とを比較し、これらの乖離に基づいて気筒内における燃料の各反応形態の個別診断を行うようにしている。

−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自着火による燃焼を行う圧縮自着火式内燃機関における燃料の燃焼状態を診断する装置を対象とする。この燃焼状態診断装置に対し、上記気筒内に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、反応期間を気筒内環境に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形を求め、この理想熱発生率波形モデルまたは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上記各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形モデルまたは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している。

なお、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（または理想熱発生率波形モデル）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、定温度場であると仮定した上での反応を対象とするアレニウスの化学反応式によって燃焼状態を推定する従来技術に比べて、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。

上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。そして、これら反応それぞれにおいて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う構成としている。

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（または理想熱発生率波形モデル）を求めておき、この理想熱発生率波形（または理想熱発生率波形モデル）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。例えば、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しながら各反応を診断していくことになる。このため、診断精度の向上を図ることができる。

上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形を求めるための反応速度、反応量、反応期間の算出手法として具体的には以下のものが挙げられる。まず、各反応それぞれの反応起点として反応開始温度を設定しておき、気筒内の温度がその反応開始温度に達した時点を、その反応の開始時期として設定する。

そして、上記反応速度を、上記反応の開始時期における反応開始温度に対応した基準反応速度効率と燃料量とから算出する。また、上記反応量を、上記反応開始温度に対応した基準反応量効率と燃料量とから算出する。さらに、上記反応期間を、上記反応速度および反応量から算出するようにしている。

ここで、上記基準反応速度効率は、単位燃料当たりに発生する熱量の速度勾配に相当する。例えば、この基準反応速度効率に燃料量（反応に利用される有効燃料量）を乗算することによって反応速度が算出される。また、上記基準反応量効率は、単位燃料当たりに発生する熱量に相当する。例えば、この基準反応量効率に燃料量（反応に利用される有効燃料量）を乗算することによって反応量が算出される。

上記反応速度の算出精度を高めるために、上記基準反応速度効率に燃料量を乗算することで得られる基準反応速度に、機関回転速度に応じた回転速度補正係数を乗算することで反応速度を算出することが挙げられる。また、この回転速度補正係数は、「（基準回転速度／実回転速度）²」により与えられる。

これによれば、気筒内の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、その算出精度を高めることができる。

また、上記実熱発生率波形は、筒内圧センサによって検出される気筒内圧力に基づいて得られたものである。

また、上記熱発生率波形モデルおよび理想熱発生率波形の作成手順としては以下のものが挙げられる。まず、上記理想熱発生率波形モデルは、上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に近似させることで作成される。

また、上記理想熱発生率波形は、上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。

このように熱発生率波形モデルを三角形に近似させて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。

また、上記高温酸化反応を、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し、それぞれに対して異常診断を行うことも挙げられる。具体的には、反応速度に応じて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し、これら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それぞれについて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う構成としたものである。

なお、上記予混合燃焼による高温酸化反応は燃料噴射量律速であり、拡散燃焼による高温酸化反応は噴射率波形律速である。

また、燃料の反応状態を決定する条件の優先順位として、制御自由度が低いほど高く設定することが挙げられる。この優先順位としては、気筒内温度、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量の順である。

例えば、気筒内温度は、反応開始温度、圧縮ガス温度（吸気温度に応じて変動する）、予熱量（燃料噴射量等に応じて変動する）により左右される。また、気筒内の酸素量は、吸気の過給率やＥＧＲ率により左右される。

上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、上記理想熱発生率波形モデルまたは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、理想熱発生率波形モデルまたは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上記乖離を上記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が上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、上記理想熱発生率波形モデルまたは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上記乖離を上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。

上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、燃料の複数の反応形態それぞれに対して異常診断を行うようにしたことにより、診断精度の向上を図ることができる。また、異常となっている反応形態を特定することができるため、その異常を改善するための制御を適切に行うことができる。

実施形態に係る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。 膨張行程時の熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）および燃料噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）の一例をそれぞれ示す波形図である。 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７（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７（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８（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８（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９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得られた理想熱発生率波形を示す図である。 ２回のパイロット噴射、１回のメイン噴射、１回のアフタ噴射が行われた場合の理想熱発生率波形モデル、および、燃料噴射率波形の一例を示す図である。 図１１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得ら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。 ２回のパイロット噴射、１回のメイン噴射、１回のアフタ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）の一例を示す図である。 変形例において、一つの反応形態における理想熱発生率波形モデル（実線）および実熱発生率波形（破線）についての複数の例を示す図である。

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（車両に実装）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した場合について説明する。

−エンジンの構成−
まず、本実施形態に係るディーゼルエンジン（以下、単にエンジンという）の概略構成について説明する。図１は本実施形態に係るエンジン１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。

上記サプライポンプ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、吸気通路を構成する吸気管６４が接続されている。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。上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、排気通路を構成する排気管７３が接続されている。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。

上記ＮＳＲ触媒７５は、排気中に多量の酸素が存在している状態においてはＮＯｘを吸蔵し、排気中の酸素濃度が低く、且つ還元成分（例えば燃料の未燃成分（ＨＣ））が多量に存在している状態においてはＮＯｘをＮＯ₂若しくはＮＯに還元して放出する。ＮＯ₂やＮＯとして放出されたＮＯｘは、排気中のＨＣやＣＯと速やかに反応することによって更に還元されてＮ₂となる。また、ＨＣやＣＯは、ＮＯ₂やＮＯを還元することで、自身は酸化されてＨ₂ＯやＣＯ₂となる。即ち、ＮＳＲ触媒７５に導入される排気中の酸素濃度やＨＣ成分を適宜調整することにより、排気中のＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化することができるようになっている。本実施形態のものでは、この排気中の酸素濃度やＨＣ成分の調整を上記インジェクタ２３からの燃料噴射動作（ポスト噴射）や吸気絞り弁６２の開度制御によって行うようになっている。

また、ＤＰＦ７６は、例えば多孔質セラミック構造体で成り、排気ガスが多孔質の壁を通過する際に、この排気ガス中に含まれるＰＭ（Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ Ｍａｔｔｅｒ：微粒子）を捕集するようになっている。また、このＤＰＦ７６には、ＤＰＦ再生運転時に、上記捕集したＰＭを酸化・燃焼するための触媒（例えば白金等の貴金属を主成分とする酸化触媒）が担持されている。

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の上側には上記燃焼室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。

上記ピストン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。

上記シリンダヘッド１５には、上記吸気ポート１５ａおよび上記排気ポート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上記インジェクタ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、上記コモンレール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、上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、上記レール圧センサ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、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９が接続されている。さらに、入力回路には、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、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、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、上記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、吸気絞り弁６２、ＥＧＲバルブ８１、および、上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、上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、上記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。

上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。

上記メイン噴射は、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上記パイロット噴射（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上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。

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上記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。

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上記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。

次に、膨張行程時における熱発生率および燃料噴射率について説明する。図４の上段に示す波形のうちの実線は、横軸をクランク角度、縦軸を熱発生率とし、パイロット噴射およびメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に係る理想的な熱発生率波形を示している（この理想的な熱発生率波形を作成する手法や、この理想的な熱発生率波形を利用した燃料反応形態の診断（燃焼状態診断）については後述する）。図中のＴＤＣはピストン１３の圧縮上死点に対応したクランク角度位置を示している。また、図４の下段に示す波形は、インジェクタ２３から噴射される燃料の噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形を示している。

上記熱発生率波形としては、例えば、ピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）からメイン噴射で噴射された燃料の燃焼が開始され、ピストン１３の圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点）で熱発生率が極大値（ピーク値）に達し、さらに、圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後２５度（ＡＴＤＣ２５°）の時点）で上記メイン噴射において噴射された燃料の燃焼が終了するようになっている。このような熱発生率の変化状態で混合気の燃焼を行わせるようにすれば、例えば圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点で気筒内の混合気のうちの５０％が燃焼を完了した状況となる。つまり、圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点が燃焼重心となって、膨張行程における総熱発生量の約５０％がＡＴＤＣ１０°までに発生し、高い熱効率でエンジン１を運転させることが可能となる。

また、この燃焼重心に到達した時点でのクランク角度と燃料噴射率波形との関係としては、インジェクタ２３に対して燃料噴射停止信号を送信した時点から燃料噴射が完全に停止するまでの期間（図４における期間Ｔ１）に燃焼重心が位置することになる。

なお、上記パイロット噴射で噴射された燃料の燃焼ではピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）において１０［Ｊ／°ＣＡ］の熱発生率となっており、これにより、メイン噴射で噴射された燃料の安定した拡散燃焼が実現されることになる。この値は、これに限定されるものではなく。例えば、総燃料噴射量に応じて適宜設定される。

以上のようにして本実施形態では、パイロット噴射によって気筒内の予熱が十分に行われる。この予熱により、メイン噴射が開始された場合、このメイン噴射で噴射された燃料は、直ちに自着火温度以上の温度環境下に晒されて熱分解が進み、噴射後は直ちに燃焼が開始されることになる。

また、図４に二点鎖線αで示す波形は、燃料噴射圧力が、適正値よりも高く設定された場合の熱発生率波形であり、燃焼速度およびピーク値が共に高くなりすぎており、燃焼音の増大やＮＯｘ発生量の増加が懸念される状態である。一方、図４に二点鎖線βで示す波形は、燃料噴射圧力が、適正値よりも低く設定された場合の熱発生率波形であり、燃焼速度が低く且つピークの現れるタイミングが大きく遅角側に移行していることで十分なエンジントルクが確保できないことが懸念される状態である。

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上記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。

−燃焼状態診断および制御パラメータ補正−
次に、本実施形態の特徴である燃焼状態診断（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。

この燃焼状態診断および制御パラメータ補正では、図５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。

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。

上記インジェクタ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、気筒内の燃料量（噴霧量）、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、上記吸気絞り弁６２の開度や、上記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、気筒内の燃料量は、上記サプライポンプ２１による燃料噴射圧力（コモンレール圧力）の制御や上記インジェクタ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、気筒内での燃料の分布も、上記燃料噴射圧力の制御や上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、エンジン１の暖機運転が完了しており、且つ外気温度が所定温度（例えば０℃）以上であることを条件として、上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。

具体的には、上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）から上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。

そして、上記反応開始時期、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（１）により求められる。

反応期間＝２×（反応量／反応速度）^1/2 …（１）
なお、上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、上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。

上記インジェクタ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、高温酸化反応としては、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、上記インジェクタ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、一般的には筒内ガス温度が５００Ｋ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。

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〜６２３Ｋであって、気筒内に燃料噴射が行われる実用域（例えば上記パイロット噴射が行われる時期）はＢＴＤＣ（圧縮上死点前）４０°ＣＡである。このタイミングにおける筒内ガス温度は一般には５５０Ｋ〜６００Ｋ程度まで上昇しているため（寒冷地以外）、この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上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、燃料噴射量から壁面付着量（シリンダボア１２の壁面に付着した燃料量）を減算した量である。この壁面付着量は、噴射量（燃料の貫徹力に相関がある）と噴射時期（気筒内圧力に相関がある）に応じて実験的に求めることが可能である。

このため、この気化反応における反応量としては、以下の式（２）により求められる。

気化反応における反応量＝−１．１４×有効噴射量 …（２）
なお、この気化反応は吸熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては負の値となる。

（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上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、上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、上記低温酸化反応の反応速度を算出するに当たっては、上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６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６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。

上記基準回転速度は、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上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、上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、上記熱分解反応の反応速度を算出するに当たっても、上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上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、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上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、上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、上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、上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上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、筒内温度が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、コモンレール圧力および燃料噴射量に応じて変化し、以下の式（３）および式（４）から求められる。

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（３）
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） …（４）
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、上記式（４）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（４）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、上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、上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。上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５００Ｋ、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。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、上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、上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、上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。

上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、他の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（上記有効噴射量）を乗算したものとなる。

但し、上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７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７（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７（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８（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８（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８（ｂ）は上記各期間で噴射された燃料の反応量（この図８（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８（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８（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８（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、上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８（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８（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８（ｂ）において反応量を破線で示している期間）が、上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−Ｃ）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。

図９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９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１０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。図１１は、２回のパイロット噴射、１回のメイン噴射、１回のアフタ噴射が行われた場合の理想熱発生率波形モデル（上段の波形図）、および、燃料噴射率波形（下段の波形図）を示している。また、図１２は、上記理想熱発生率波形モデル（図１１の上段）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。

（２）実熱発生率波形の作成
上記理想熱発生率波形と比較される実熱発生率波形は、上記筒内圧センサ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、上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１３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１０で示したものと同一の波形）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１３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、上記気化反応、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、上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。

なお、図１４は、上記図１２で示した理想熱発生率波形（図１４において実線で示す波形）と実熱発生率波形（図１４において破線で示す波形）の一例とを示している。この場合にも理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が大きく、その乖離が予め設定された閾値（異常判定乖離量）を超える場合には、燃料反応に異常が生じていると診断することになる。

（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
上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１３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、上記インタークーラ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１３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。

また、実熱発生率波形が、図１４に破線で示したものである場合には、筒内温度の不足または酸素不足が生じているとして、吸気の過給率を上昇させたり、予熱に寄与する燃料の噴射量の増量補正を行う。

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。

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上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、上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、上記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、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、上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。

（変形例）
次に、変形例について説明する。上記実施形態では、三角形で近似させた理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理することによって得られた理想熱発生率波形と、実熱発生率波形とを対比することで各反応形態それぞれにおける診断を行うようにしていた。

本変形例は、それに代えて、上記理想熱発生率波形モデルと、実熱発生率波形とを対比することで各反応形態それぞれにおける診断を行うものである。本例における理想熱発生率波形モデルおよび実熱発生率波形の作成手法は上述した実施形態と同様である。

以下、図１５に沿って具体的に説明する。この図１５では一つの反応形態（例えば低温酸化反応）における理想熱発生率波形モデルを実線で示し、実際のその反応形態（例えば実際の低温酸化反応）における実熱発生率波形を破線で示している。

図１５（ａ）は実熱発生率波形が理想熱発生率波形モデルに略一致している場合、つまり、実熱発生率波形における反応開始時期、反応速度、反応量、反応期間、反応の重心位相それぞれが理想熱発生率波形モデルのものに略一致しており、理想的な反応が得られている状態を示している。

これに対し、図１５（ｂ）は、実熱発生率波形における反応速度、反応の重心位相、反応期間それぞれが理想熱発生率波形モデルのものに対して乖離している状態を示している。図中のｄ１は反応速度の乖離量を、図中のｄ２は反応の重心位相の乖離量を、図中のｄ３は反応期間の乖離量をそれぞれ示している。この図１５（ｂ）に示す実熱発生率波形では、理想熱発生率波形モデルに対して、反応速度が低く、重心位相が遅角側にずれており、反応期間が長くなっている。

また、図１５（ｃ）は、実熱発生率波形における反応開始時期および反応の重心位相それぞれが理想熱発生率波形モデルのものに対して乖離している状態を示している。図中のｄ４は反応開始時期の乖離量を、図中のｄ５は反応の重心位相の乖離量をそれぞれ示している。この図１５（ｃ）に示す実熱発生率波形では、理想熱発生率波形モデルに対して、反応開始時期が遅角側にずれており、重心位相も遅角側にずれている。

また、図１５（ｄ）は、実熱発生率波形における反応量が理想熱発生率波形モデルのものに対して乖離している状態を示している。

このようにして反応開始時期、反応速度、反応量、反応期間、反応の重心位相それぞれの乖離量を求め、この乖離量が所定量（異常判定乖離量）以上となっている場合には反応形態（低温酸化反応）に異常が生じていると診断され、その上で、この乖離量が上記異常判定乖離量以上であり、且つ所定の補正可能乖離量以下である場合には上記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、図１５（ｂ）に示す波形である場合には、実熱発生率波形の反応速度を高めて理想熱発生率波形モデルの反応速度に近付けるように、燃料噴射圧力（コモンレール圧力）を高くするようサプライポンプ２１の制御を行う。また、図１５（ｃ）に示す波形である場合には、燃料の着火遅れを解消するための制御（例えばＥＧＲガス量の減量や吸気の過給率の上昇等）を行う。また、図１５（ｄ）に示す波形である場合には、燃料の増量補正等を行う。

また、この乖離量が上記補正可能乖離量を超えている場合にはエンジン１に故障が生じていると判定し、上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、上記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。

本変形例によれば、理想熱発生率波形モデルを使用した診断が行われるため、この理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理して理想熱発生率波形を作成するといった工程を排除することができる。このため、処理動作の簡素化を図ることができ、ＥＣＵ１００に対する処理負荷を軽減することができる。

−他の実施形態−
以上説明した実施形態は、自動車に搭載される直列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、上記実施形態では、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）に上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、上記実施形態では、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
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 (12)

1. 燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の自着火による燃焼を行う圧縮自着火式内燃機関における燃料の燃焼状態を診断する装置であって、
   上記気筒内に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、反応期間を気筒内環境に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形を求め、この理想熱発生率波形モデルまたは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上記各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形モデルまたは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。
2. 請求項１記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   上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、高温酸化反応であり、これら反応それぞれにおいて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う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。
3. 請求項１または２記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   各反応それぞれの反応起点として反応開始温度を設定しておき、気筒内の温度がその反応開始温度に達した時点を、その反応の開始時期として設定することを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
4. 請求項３記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   上記反応速度は、上記反応の開始時期における反応開始温度に対応した基準反応速度効率と燃料量とから算出され、
   上記反応量は、上記反応開始温度に対応した基準反応量効率と燃料量とから算出され、
   上記反応期間は、上記反応速度および反応量から算出されるよう構成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。
5. 請求項４記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   上記反応速度は、上記基準反応速度効率に燃料量を乗算することで得られる基準反応速度に、機関回転速度に応じた回転速度補正係数が乗算されることにより求められ、
   上記回転速度補正係数は、「（基準回転速度／実回転速度）²」により与えられることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
6. 請求項１〜５のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   上記実熱発生率波形は、筒内圧センサによって検出される気筒内圧力に基づいて得られたものであることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
7. 請求項１〜６のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   上記理想熱発生率波形モデルは、上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に近似させることで作成されたものであることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
8. 請求項１〜６のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   上記理想熱発生率波形は、上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たものであることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
9. 請求項２記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   上記高温酸化反応は、反応速度に応じて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され、これら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それぞれについて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う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。
10. 請求項１〜９のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    燃料の反応状態を決定する条件の優先順位は、制御自由度が低いほど高く設定され、その優先順位は、気筒内温度、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量の順であることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
11. 請求項１〜１０のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    上記理想熱発生率波形モデルまたは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、理想熱発生率波形モデルまたは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上記乖離を上記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が上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。
12. 請求項１〜１１のうち何れか一つに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。

Images