JP5853891B2

JP5853891B2 - 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

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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燃料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）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や燃焼速度等）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。

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、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。そして、この燃焼時における熱発生率波形を求めるための手段として下記の特許文献１や特許文献２に開示されているようにＷｉｅｂｅ関数を利用することも知られている。

特許文献１には、気筒内での実際の熱発生パターンにＷｉｅｂｅ関数が高い精度で適合するように、Ｗｉｅｂｅ関数のパラメータ（形状パラメータｍ等）を決定することが開示されている。つまり、実熱発生率波形に近似させるように熱発生率波形をフィッティングさせ、この熱発生率波形に基づいて筒内圧力や図示トルク等のエンジンの状態量を求め、この状態量が、目標とする状態量に一致するように各制御パラメータを補正するようにしている。

また、特許文献２には、現在のエンジン運転状態とエンジン諸元とから筒内圧履歴および筒内温度履歴を算出し、これら履歴を利用して実際のエンジン運転状態に応じたＷｉｅｂｅ関数モデルのパラメータを算出することが開示されている。

特許第４５７７２１１号公報特開２０１１−１０６３３４号公報

上述した如く、これまでのＷｉｅｂｅ関数の利用形態としては、エンジンの運転状態において実際に計測された熱発生率波形に対してフィッティングする熱発生率波形が得られるようにパラメータ（ａ項およびｍ項）を求めていた。つまり、計測物理量として、燃焼開始時期、燃焼期間、熱発生量を実測波形から算出し、これに基づいて、Ｗｉｅｂｅ関数のパラメータである「ａ」の値および「ｍ」の値を目視等によって調整することで、実熱発生率波形に近似させるように熱発生率波形をフィッティングさせ、これによりエンジンの状態量が適正であるか否かを判断するようにしていた。

このように、これまでのＷｉｅｂｅ関数は、実際に計測された熱発生率波形（実熱発生率波形）にフィッティングする熱発生率波形を求めるものとして利用されているに過ぎなかった。

本発明の発明者は、前記Ｗｉｅｂｅ関数の新たな利用形態について考察した。そして、熱発生率波形の実測値が存在していなくても、気筒内の環境条件等に応じて熱発生率波形を作成できれば、この熱発生率波形の作成に要する工数が大幅に削減できることに着目した。また、本発明の発明者は、気筒内に燃料が噴射された場合、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も着目した。そして、これら反応を個別に扱えば、これら反応それぞれについて熱発生率波形が作成可能であることや、複数の反応が並行している場合には、これら複数の反応が合成された１つの熱発生率波形を他の反応での熱発生率波形から分離して作成可能であることを見出し、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、熱発生率波形の実測値が存在していなくても熱発生率波形を作成可能とする内燃機関の熱発生率波形作成装置、および、その作成された熱発生率波形を利用した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各反応（例えば、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、後燃え反応等）それぞれ、または、複数の反応の合成に対し、Ｗｉｅｂｅ関数のパラメータを予め個別に割り当てておき、これによって、実熱発生率波形に対するフィッティングを行うといった従来の手法を必要とすることなしに（実熱発生率波形の存在を必要とすることなしに）、理想熱発生率波形が求められるようにしている。

−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、前記気筒内に噴射された燃料の反応として、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、および、後燃え反応を含み、前記予混合燃焼による高温酸化反応の開始時点から終了時点までの基準反応期間を単一反応期間とする一方、前記拡散燃焼による高温酸化反応の開始時点から前記後燃え反応の終了時点までの基準反応期間を複合反応期間とし、前記筒内温度が前記各基準反応期間それぞれに対応する反応の反応温度に達した時点を前記各基準反応期間それぞれの反応開始時期とし、その反応開始時期を基点として、気筒内環境および燃料組成に応じて反応速度、反応量、反応期間の長さをそれぞれ求め、各基準反応期間それぞれに対して、下記の式（１）のＷｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式におけるパラメータａおよびｍを予め設定しておく。

Ｆ＝１−ｅｘｐ（−ａ・Ｘ^m+1） …（１）
Ｘ＝θ／θｐ
（Ｆ：基準反応期間における反応割合、θ：反応開始後の経過クランク角度、θｐ：基準反応期間に対応するクランク角度期間）
各基準反応期間毎に、その反応の前記開始時期、前記反応量および前記反応期間の長さと、その基準反応期間に対応する前記パラメータａおよびｍが予め設定された前記Ｗｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式とによって前記各基準反応期間それぞれにおける理想熱発生率波形を作成するようになっており、前記単一反応期間に対して設定されているパラメータｍと、前記複合反応期間に対して設定されているパラメータｍとが互いに異なる値となっている。

また、前記Ｗｉｅｂｅ関数と等価な式としては、式（１）のＷｉｅｂｅ関数を微分（例えば上記Ｘで微分）することにより得られる熱発生率を表す下記の式（２）が挙げられる。

ｄＦ／ｄＸ＝ａ・（ｍ＋１）・Ｘ^m・ｅｘｐ（−ａ・Ｘ^m+1） …（２）
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、予めパラメータａおよびｍが設定されたＷｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式により理想熱発生率波形が作成されることになる。つまり、少なくとも一つの反応が行われる期間である各基準反応期間それぞれを個別に扱って理想熱発生率波形を作成することになる。このため、理想熱発生率波形を高い精度で作成することができるばかりでなく、予めパラメータａおよびｍが設定されていることにより、熱発生率波形の実測値が存在していなくても理想熱発生率波形を作成することが可能となり（例えば反応開始時期および反応量の条件を与えるのみで理想熱発生率波形を作成することが可能となり）、理想熱発生率波形の作成に要する工数が大幅に削減できることになる。

前記パラメータａとしては、基準反応期間に対応するクランク角度期間に対する反応開始後の経過クランク角度の比Ｘが「１」となる値に予め設定されている。

これにより、Ｗｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式を簡素化でき、理想熱発生率波形を作成する際における演算処理の簡素化を図ることができる。その結果、ＥＣＵ等の演算手段への負荷の軽減を図ることができる。

例えば理想熱発生率波形の重心位置（反応重心）を基準反応期間の中央のタイミングとする場合には、前記基準反応期間に対応するクランク角度期間に対する反応開始後の経過クランク角度の比Ｘが「０．５」となる位置が重心となるようにパラメータｍを予め設定しておくことができ、パラメータの設定が容易になる。

一つの反応のみが行われる期間（前記単一反応期間）にあっては、熱発生率の上昇勾配と下降勾配とは略等しくなっている。このため、基準反応期間における熱発生率波形の重心位置に相関のある値である前記パラメータｍとしては、単一反応期間が複数存在する場合には、それら単一反応期間にあっては共に同一の値として設定されることになる。具体的には、基準反応期間の略中央のタイミングが熱発生率波形の重心位置となるように前記パラメータｍが設定されることになる。

これに対し、前記複合反応期間にあっては、並行される複数の反応の反応開始時期や反応量に応じて、その複合反応期間における熱発生率の上昇勾配と下降勾配とは互いに異なるため、この複合反応期間における前記パラメータｍは、その並行される複数の反応に応じた値として設定されることになる。例えば、反応開始タイミングが異なる２つの反応の反応期間を複合反応期間として扱った場合に、先行する反応に対して、後続する反応の反応量が少ないときには、複合反応期間の略中央のタイミングよりも進角側が熱発生率波形の重心位置となるように前記パラメータｍが設定される（前記単一反応期間を対象とするパラメータｍよりも小さな値として設定される）ことになる。逆に、先行する反応に対して、後続する反応の反応量が多いときには、複合反応期間の略中央のタイミングよりも遅角側が熱発生率波形の重心位置となるように前記パラメータｍが設定される（前記単一反応期間を対象とするパラメータｍよりも大きな値として設定される）ことになる。

このように、単一反応期間および複合反応期間のそれぞれに応じてパラメータｍを適切に設定したことにより、全ての基準反応期間に対して理想熱発生率波形を高い精度で作成することができ、また、熱発生率波形の実測値が存在していなくても理想熱発生率波形を作成することが可能となる。

気筒内温度が比較的高い状態（１０００Ｋ以上の状態）で行われる拡散燃焼による反応にあっては、筒内に噴射された燃料量に応じて後燃えが発生する場合がある。そして、この後燃え反応は拡散燃焼による反応と部分的に重畳する（並行する）ことになるため、この拡散燃焼による反応の開始時点から後燃え反応の終了時点までの期間を基準反応期間（複合反応期間）として規定する。この場合、上述した如く、この基準反応期間における熱発生率の上昇勾配と下降勾配とは互いに異なることになるため、この複合反応期間における前記パラメータｍを、この並行される複数の反応に応じた値として設定することになる。

筒内温度が前記各基準反応期間それぞれに対応する反応の反応温度に達した時点を前記各基準反応期間それぞれの反応開始時期として設定したことにより、基準反応期間の開始時期の設定が容易になると共に、この基準反応期間の開始時期が、理想とする反応開始時期から大幅にずれてしまうことも防止でき、理想熱発生率波形を適切に作成することができる。

前記熱発生率波形作成装置によって作成された各基準反応期間それぞれにおける理想熱発生率波形を利用して燃料の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、前記熱発生率波形作成装置によって作成された各基準反応期間それぞれにおける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、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。

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、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。

また、前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。

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別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。

前記内燃機関の熱発生率波形作成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。

また、前記内燃機関の燃焼状態診断装置の使用形態としても、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に対してＷｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式におけるパラメータを予め設定しておくことにより、実熱発生率波形の存在を必要とすることなしに各反応形態における理想熱発生率波形を求めることが可能になる。

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。理想熱発生率波形の作成および制御パラメータの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）は単一反応期間を対象とした理想熱発生率波形モデルを、図７（ｂ）は複合反応期間を対象とした理想熱発生率波形モデル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。パラメータｍを固定してパラメータａを変化させた場合の複数の熱発生率波形を示す図である。パラメータａを固定してパラメータｍを変化させた場合における反応開始後の経過クランク角度の割合と基準反応期間における反応割合との関係を示す図である。パラメータａを固定してパラメータｍを変化させた場合の複数の熱発生率波形を示す図である。単一反応期間における理想熱発生率波形モデル（破線）と理想熱発生率波形（実線）とを重ねて示す図である。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１３の理想熱発生率波形モデルに対応する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１５の理想熱発生率波形モデルに対応する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。

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、本発明に係る熱発生率波形作成装置および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。

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。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（ＮＯｘＳｔｏｒａｇｅＲｅｄｕｃｔｉｏｎ）触媒(排気浄化触媒)７５およびＤＰＦ（ＤｉｅｓｅｌＰａｔｉｃｕｌａｔｅＦｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。なお、排気浄化ユニット７７としてＤＰＮＲ（ＤｉｅｓｅｌＰａｒｔｉｃｕｌａｔｅ−ＮＯｘＲｅｄｕｃｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ）触媒を適用してもよい。

前記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成分の調整を前記インジェクタ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（ＰａｔｉｃｕｌａｔｅＭａｔｔｅｒ：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、前記捕集した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。

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、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、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（ＣｏｍｂｕｓｔｉｏｎＰｒｅｓｓｕｒｅＳｅｎｓｏｒ））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。

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。

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。

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。

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。

前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）で前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、前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。

−理想熱発生率波形の作成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理想熱発生率波形の作成、および、この作成された理想熱発生率波形を利用した燃焼状態診断（気筒内での燃料の各反応形態の診断）の結果に基づいて実行される制御パラメータの補正について説明する。

この理想熱発生率波形の作成および制御パラメータの補正では、図５に示すように、まず、（１）理想熱発生率波形の作成が行われる。そして、（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、前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おける反応開始時期、反応量、反応期間の算出、（１−Ｃ）Ｗｉｅｂｅ関数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
前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、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、気筒内での燃料の分布も、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、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、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る。この反応速度、反応量、反応期間を求めるにあたっては、後述する各反応形態毎の理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）を利用する。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）に応じて作成される理想熱発生率波形モデルを利用して算出するようにしている。

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（基準反応速度効率、基準反応量効率）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、前記反応開始時期、反応速度および反応量から反応期間を確定する。この反応期間としては以下の式（３）により求められる。

反応期間＝２×（反応量／反応速度）^1/2 …（３）
なお、前記理想熱発生率波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、後燃え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、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、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（例えば前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、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（４）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 …（４）
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。

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、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、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（５）および式（６）から求められる。

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（５）
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） …（６）
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（６）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（６）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における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。

（ｆ）後燃え反応
また、燃料噴射量が比較的多い運転領域にあっては、前記拡散燃焼による高温酸化反応の反応期間に一部が重畳するように後燃え反応が行われる。

インジェクタ２３の燃料噴射期間の末期で噴射された燃料の液滴は大きくなりやすく、また、その燃料周辺には既燃ガスが多量に存在して酸素濃度が低下している場合が多い。このような状況においては、一部の燃料の燃焼が緩慢になり、これが前記後燃え反応となる。このため、この後燃え反応の有無は、筒内温度および燃料噴射量によって判定できる。つまり、筒内温度が１０００Ｋを超えている期間中における燃料噴射量が所定量以上である場合に、この後燃え反応が発生していると判断できる。

なお、この後燃え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おける反応開始時期、反応量、反応期間の算出
次に、前記分離された各反応形態それぞれに対する反応開始時期、反応量、反応期間の算出について説明する。これらの算出は上述した如く理想熱発生率波形モデルが利用される。

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および後燃え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。また、この理想熱発生率波形モデルを作成するにあたっては、上述した複数の反応のうちの少なくとも一つの反応の開始から終了までの期間を基準反応期間として複数の基準反応期間が規定され、これら基準反応期間それぞれに対して理想熱発生率波形モデルが作成されることになる。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、後燃え反応それぞれに対して基準反応期間を規定した場合には、１回の燃料噴射で６個の基準反応期間（本発明でいう単一反応期間）が規定され、各基準反応期間に対して理想熱発生率波形モデルが作成されることになる。

なお、後述するように、拡散燃焼による高温酸化反応と後燃え反応とが重畳することを考慮して、拡散燃焼による高温酸化反応の開始時点から後燃え反応の終了時点までを一つの基準反応期間（本発明でいう複合反応期間）とした場合には、１回の燃料噴射で５個の基準反応期間（４個の単一反応期間と１個の複合反応期間）が規定されることになる。

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（全ての基準反応期間を単一反応期間とした場合）。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および後燃え反応では約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、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；例えば前記高温酸化反応の開始時点から後燃え反応の終了時点までを一つの基準反応期間として規定して理想熱発生率波形モデルを作成した場合）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、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（前記有効噴射量）を乗算したものとなる。

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。なお、この図７（ｂ）に示す理想熱発生率波形モデルは、上述した如く反応期間中に複数の反応が同時進行された場合（素反応が組み合わされた場合）が想定される。例えば、前記拡散燃焼による高温酸化反応と後燃え反応とが並行した場合に、これら各反応の理想熱発生率波形モデルは二等辺三角形であるものの、これらが合成されることによって、図７（ｂ）に示すように理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形として表されることになる。

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）は前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、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、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。

以上のようにして燃料の各反応形態に対する理想熱発生率波形モデルが作成されることにより、各反応形態それぞれにおける反応開始時期、反応量、反応期間が算出される。

（１−Ｃ）Ｗｉｅｂｅ関数による理想熱発生率波形の作成
以上のようにして反応開始時期、反応量、反応期間を算出した後、これらの値とＷｉｅｂｅ関数とによって理想熱発生率波形を作成する。以下、一つの反応が行われる基準反応期間（本発明でいう単一反応期間）に対してＷｉｅｂｅ関数による理想熱発生率波形を作成する場合について説明する。

一般に、Ｗｉｅｂｅ関数は、以下の式（１）によって表される。

Ｆ＝１−ｅｘｐ（−ａ・Ｘ^m+1） …（１）
Ｘ＝θ／θｐ
また、Ｗｉｅｂｅ関数と等価な式としては、このＷｉｅｂｅ関数を微分（例えば上記Ｘで微分）することにより得られる熱発生率を表す下記の式（２）が挙げられる。

ｄＦ／ｄＸ＝ａ・（ｍ＋１）・Ｘ^m・ｅｘｐ（−ａ・Ｘ^m+1） …（２）
ここで、Ｆは基準反応期間における反応割合、θは反応開始後の経過クランク角度、θｐは基準反応期間に対応するクランク角度期間、ａ，ｍは関数パラメータである。

特に、ｍは「燃焼特性指数」と呼ばれたり「形状パラメータ」と呼ばれたりするものである。

また、前記パラメータａは、反応の期間を規定するものである。前記のＸ（基準反応期間に対応するクランク角度期間に対する反応開始後の経過クランク角度の比）の本来の定義からすると、この値Ｘは、反応終了時に１００％、即ち「１」となるべきものである。ところが、前記Ｗｉｅｂｅ関数では、パラメータａの与え方によっては、この値Ｘが「１」とはならず、「１」よりも大きな値になったり「１」よりも小さな値になったりする。

図９は、パラメータｍを固定してパラメータａを変化させた場合の熱発生率波形の変化を示す図である。この図９に示すように、パラメータａを適切に設定することにより、値Ｘを「１」とすることが可能である（図９において実線で示す熱発生率波形を参照）。本実施形態では、この値Ｘが「１」となるように、パラメータａに固定値を与えている。例えば、「ａ＝８±１」の範囲で設定される。より具体的には、「ａ＝８．０〜８．１」の範囲で設定される。より具体的には、「ａ＝８．０６」として設定される。

なお、この値Ｘとしては、必ずしも「１」には限定されず、その他の値（例えば「１．１」や「１．５」等）であってもよく、その場合には、その値Ｘに応じたパラメータａの値が適宜設定されることになる。

一方、前記パラメータｍは、熱発生率波形の重心位置（重心となる時期）を規定するものであって、上述した如く理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形である場合には、熱発生率波形の重心位置は、前記反応の期間の中央の時期となる。つまり、前記値Ｘが「０．５」となるタイミングが熱発生率波形の重心位置となる。

図１０は、パラメータａを固定してパラメータｍを変化させた場合における前記値Ｘ（基準反応期間に対応するクランク角度期間に対する反応開始後の経過クランク角度の比）と前記基準反応期間における反応割合Ｆとの関係の変化を示す図である。また、図１１は、パラメータａを固定してパラメータｍを変化させた場合の熱発生率波形の変化を示す図である。このように、パラメータｍを変化させることにより熱発生率波形の重心位置が変化する。本実施形態では、前記値Ｘが「０．５」となるタイミングが熱発生率波形の重心位置となるように（図１０および図１１において実線で示す波形を参照）、パラメータｍに固定値を与えている。例えば、「ｍ＝２．５±１」の範囲で設定される。より具体的には、「ｍ＝２．５〜２．６」の範囲で設定される。より具体的には、「ｍ＝２．５４」として設定される。

このように、本実施形態では、燃料の反応形態の全てを素反応（単一の反応）に分離した場合には、Ｗｉｅｂｅ関数の各パラメータａ，ｍは固定値として予め設定されている。この場合、Ｗｉｅｂｅ関数と等価な式（前記式（２）等）における各パラメータａ，ｍも固定値として予め設定されることになる。

また、このパラメータｍの値としては、前記拡散燃焼による高温酸化反応での熱発生率波形と後燃え反応での熱発生率波形とを一つの熱発生率波形として扱った場合には、前記反応形態の全てを素反応に分離した場合の値（単一反応期間に対して設定されているパラメータｍ）とは異なった値として設定される。この場合におけるｍの値は後燃え反応の開始時期や反応量に応じて異なることになるが、一例としては、「ｍ＝１．３±１」の範囲で設定される。より具体的には、「ｍ＝１．３〜１．４」の範囲で設定される。より具体的には、「ｍ＝１．３５」として設定される。

なお、本実施形態では、前記単一反応期間中に行われる反応として具体的には前記予混合燃焼による反応が挙げられる。また、前記複合反応期間中に並行される反応として具体的には前記拡散燃焼による高温酸化反応および後燃え反応が挙げられる。

これら反応期間を気筒内温度によって規定した場合には、前述した反応開始温度が基準となる。つまり、気筒内温度が１０００Ｋに達するまでの燃料の反応期間を単一反応期間とし、気筒内温度が１０００Ｋに達した以降の燃料の反応期間を複合反応期間とすることになる。

つまり、気筒内温度が比較的高い状態（１０００Ｋ以上の状態）で行われる拡散燃焼による反応にあっては、筒内に噴射された燃料量に応じて後燃えが発生する場合がある。そして、この後燃え反応は拡散燃焼による反応と部分的に重畳する（並行する）ことになるため、この拡散燃焼による反応の開始時点から後燃え反応の終了時点までの期間を基準反応期間（複合反応期間）として規定する。この場合、上述した如く、この基準反応期間における熱発生率の上昇勾配と下降勾配とは互いに異なることになるため、この複合反応期間における前記パラメータｍを、この並行される複数の反応に応じた値として設定することになる。

このようにして各パラメータａ，ｍが設定されたＷｉｅｂｅ関数を利用し、前記理想熱発生率波形モデルを利用して算出された反応開始時期、反応期間、反応量を満たすようにフィルタ処理が行われて理想熱発生率波形が作成されることになる。

図１２は、理想熱発生率波形モデル（破線）と、この理想熱発生率波形モデルから得られた反応開始時期、反応期間、反応量に基づき、前記Ｗｉｅｂｅ関数またはＷｉｅｂｅ関数と等価な式を利用して作成された基準反応期間における理想熱発生率波形（実線）とを重ねて示す図である。

この理想熱発生率波形の作成に関し、物理量の変換式としては以下のものが挙げられる。

まず、反応期間に対応するクランク角度Ａ_CAへの変換式としては以下の式（７）が挙げられる。

Ａ_CA＝（Ａ_end−Ａ_start）・Ｘ …（７）
Ａ_startは反応開始時期のクランク角度位置、Ａ_endは反応終了時期のクランク角度位置である。

また、反応期間τ_CAとしては以下の式（８）が挙げられる。

τ_CA＝（Ａ_end−Ａ_start） …（８）
また、反応量（発生熱量）Ｑへの変換式としては以下の式（９）が挙げられる。

Ｑ＝Ｆ・Ｆｑ・Ｋｑ …（９）
Ｋｑは熱効率［Ｊ／ｍｍ³］（例えば高温酸化反応の場合は３０Ｊ／ｍｍ³）である。

また、熱発生率ｄＱ／ｄθへの変換式としては以下の式（１０）が挙げられる。

ｄＱ／ｄθ＝（Ｆｑ・Ｋｑ／τ_CA）・ｄＦ／ｄＸ …（１０）
これら波形を比較した場合、実際には、理想熱発生率波形の反応開始時期は理想熱発生率波形モデルの反応開始時期に対して進角側にずれており、理想熱発生率波形の反応終了時期は理想熱発生率波形モデルの反応終了時期に対して遅角側にずれている。このため、反応開始時期および反応終了時期にあっては、図１２に示す領域Ｑ１およびＱ２だけ理想熱発生率波形の反応量は理想熱発生率波形モデルの反応量よりも大きくなっている。これに対し、熱発生率波形のピーク位置周辺にあっては、理想熱発生率波形における反応量は、理想熱発生率波形モデルの反応量に対してピーク位置の進角側にあっては図１２に示す領域Ｑ１’だけ小さくなっており、ピーク位置の遅角側にあっては図１２に示す領域Ｑ２’だけ小さくなっている。そして、領域Ｑ１’の面積は前記領域Ｑ１の面積と略一致しており、領域Ｑ２’の面積は前記領域Ｑ２の面積と略一致している。従って、理想熱発生率波形における反応量は、理想熱発生率波形モデルの反応量と略一致することになり、この理想熱発生率波形における反応量は適正に得られていることになる。

なお、前記理想熱発生率波形の反応期間（図１２における期間ＴＢ）と理想熱発生率波形モデルの反応期間（図１２における期間ＴＡ）とのずれ量（反応開始時期のずれ量および反応終了時期のずれ量）は、前記パラメータｍに相関がある。つまり、前記理想熱発生率波形モデルの反応期間に対して、前記パラメータｍに応じた拡張分だけ反応期間を長くすることで理想熱発生率波形の反応期間が求められることになる。また、反応期間に応じて理想熱発生率波形の反応開始時期が規定される。例えば、理想熱発生率波形の反応期間と理想熱発生率波形モデルの反応期間との偏差の１／２の期間だけ、理想熱発生率波形モデルの反応開始時期に対して、理想熱発生率波形の反応開始時期が進角側に移行されることになる。

このパラメータｍと反応期間の拡張量（拡張比率）との関係は、予めシミュレーションや演算等によって規定されている。具体的に、前述した如くパラメータｍが「２．５４」に設定されている場合には、前記理想熱発生率波形モデルの反応期間に対して「１．４」の拡張比率を乗算した値が反応期間として求められて理想熱発生率波形が作成される。また、前述した如くパラメータｍが「１．３５」に設定されている場合には、前記理想熱発生率波形モデルの反応期間に対して「１．２」の拡張比率を乗算した値が反応期間として求められて理想熱発生率波形が作成される。つまり、パラメータｍが小さい値として設定されるほど、反応期間の拡張比率としては小さく設定される。これにより、理想熱発生率波形の反応速度（波形の勾配）を、理想熱発生率波形モデルの反応速度（斜辺の勾配）に略合致させることができる。

このようにして、予めパラメータａおよびｍが設定されたＷｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式により各基準反応期間それぞれにおいて理想熱発生率波形が作成されることになる。つまり、少なくとも一つの反応が行われる期間である各基準反応期間それぞれを個別に扱って理想熱発生率波形が作成されることになる。このため、理想熱発生率波形を高い精度で作成することができるばかりでなく、予めパラメータａおよびｍが設定されていることにより、熱発生率波形の実測値が存在していなくても理想熱発生率波形を作成することが可能となり（理想熱発生率波形モデルに基づいて反応開始時期および反応量の条件を与えるのみで理想熱発生率波形を作成することが可能となり）、理想熱発生率波形の作成に要する工数が大幅に削減できることになる。

そして、このように作成された理想熱発生率波形の利用形態としては、各基準反応期間それぞれにおける理想熱発生率波形を合成して燃料の燃焼期間全体の理想熱発生率波形を作成し、これと実際の熱発生率波形（実測値）とを比較して燃焼状態の診断を行うことが挙げられる。この燃焼状態の診断については後述する。

図１３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１３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、後燃え反応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。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、VIは後燃え反応の理想熱発生率波形モデルである。

また、図１４は、各理想熱発生率波形モデルに対し前記Ｗｉｅｂｅ関数によるフィルタ処理を行うことによって作成された理想熱発生率波形を合成して得られた燃焼期間全体の理想熱発生率波形を示している。この理想熱発生率波形を作成するに当たっては、上述した如く、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に対しては個別に理想熱発生率波形モデルが作成され、これらに対し前記Ｗｉｅｂｅ関数によるフィルタ処理を行うことによってそれぞれの理想熱発生率波形を作成する。一方、拡散燃焼による高温酸化反応および後燃え反応に対しては、これらの反応期間を前記複合反応期間として扱って前記Ｗｉｅｂｅ関数により理想熱発生率波形を作成する。そして、これら作成された理想熱発生率波形を合成することで燃焼期間全体の理想熱発生率波形を作成している。また、拡散燃焼による高温酸化反応および後燃え反応に対し、これらを個別に扱って（拡散燃焼による高温酸化反応の反応期間および後燃え反応の反応期間それぞれを単一反応期間として扱って）理想熱発生率波形モデルを作成し、これらに対して前記Ｗｉｅｂｅ関数によるフィルタ処理を行うことによってそれぞれの理想熱発生率波形を作成するようにしてもよい。

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１５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１６は、各理想熱発生率波形モデル（図１５の上段）を前記Ｗｉｅｂｅ関数によるフィルタ処理を行うことによって作成された燃焼期間全体の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
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１７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１４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１７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（重心の偏差）等も挙げられる。

なお、図１８は、前記図１６で示した理想熱発生率波形（図１８において実線で示す波形）と実熱発生率波形（図１８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
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１７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１７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１８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、燃料の複数の反応（反応形態）それぞれにおいて、パラメータａおよびｍが予め設定されたＷｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式により理想熱発生率波形を作成している。つまり、少なくとも一つの反応が行われる期間である各基準反応期間それぞれを個別に扱って理想熱発生率波形を作成している。このため、各理想熱発生率波形を高い精度で作成することができるばかりでなく、熱発生率波形の実測値が存在していなくても熱発生率波形を作成することが可能となり、熱発生率波形の作成に要する工数が大幅に削減できることになる。

また、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、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。

また、本実施形態では、前記パラメータａとして、基準反応期間に対応するクランク角度期間に対する反応開始後の経過クランク角度の比Ｘが「１」となる値に予め設定しているため、Ｗｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式を簡素化でき、理想熱発生率波形を作成する際における演算処理の簡素化を図ることができる。その結果、ＥＣＵ１００への負荷の軽減を図ることができる。

また、本実施形態では、前記単一反応期間に対して設定されているパラメータｍと、前記複合反応期間に対して設定されているパラメータｍとを互いに異なる値に設定している。このため、全ての基準反応期間に対して理想熱発生率波形を高い精度で作成することができ、また、熱発生率波形の実測値が存在していなくても理想熱発生率波形を作成することが可能となる。

さらに、本実施形態では、各反応形態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している。このため、基準反応期間の開始時期の設定が容易になると共に、この基準反応期間の開始時期が、理想とする反応開始時期から大幅にずれてしまうことも防止でき、理想熱発生率波形を適切に作成することができる。

−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、前記実施形態では、本発明に係る熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置を車載のＥＣＵ１００のＲＯＭに格納（車両に実装）し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）に前記熱発生率波形作成装置および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理想熱発生率波形を作成し、これを利用して燃焼状態の診断を行いながら、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、熱発生率波形作成装置によって作成された理想熱発生率波形の利用形態としては、前記燃焼状態の診断に限られるものではない。

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
１００ＥＣＵ
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
VI 後燃えの理想熱発生率波形モデル
ａ，ｍＷｉｅｂｅ関数のパラメータ

Claims

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前記燃焼の熱発生率波形を作成する装置であって、
前記気筒内に噴射された燃料の反応として、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、および、後燃え反応を含み、
前記予混合燃焼による高温酸化反応の開始時点から終了時点までの基準反応期間を単一反応期間とする一方、前記拡散燃焼による高温酸化反応の開始時点から前記後燃え反応の終了時点までの基準反応期間を複合反応期間とし、
前記筒内温度が前記各基準反応期間それぞれに対応する反応の反応温度に達した時点を前記各基準反応期間それぞれの反応開始時期とし、その反応開始時期を基点として、気筒内環境および燃料組成に応じて反応速度、反応量、反応期間の長さをそれぞれ求め、
各基準反応期間それぞれに対して、下記の式（１）のＷｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式におけるパラメータａおよびｍが予め設定されており、
Ｆ＝１−ｅｘｐ（−ａ・Ｘ^m+1） …（１）
Ｘ＝θ／θｐ
（Ｆ：基準反応期間における反応割合、θ：反応開始後の経過クランク角度、θｐ：基準反応期間に対応するクランク角度期間）
各基準反応期間毎に、その反応の前記開始時期、前記反応量および前記反応期間の長さと、その基準反応期間に対応する前記パラメータａおよびｍが予め設定された前記Ｗｉｅｂｅ関数またはこれと等価な式とによって前記各基準反応期間それぞれにおける理想熱発生率波形を作成するようになっており、
前記単一反応期間に対して設定されているパラメータｍと、前記複合反応期間に対して設定されているパラメータｍとが互いに異なる値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。
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、
前記パラメータａは、基準反応期間に対応するクランク角度期間に対する反応開始後の経過クランク角度の比Ｘが「１」となる値に予め設定され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。
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よって作成された各基準反応期間それぞれにおける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、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。
請求項３記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
前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。
請求項３または４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。
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、
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熱発生率波形作成装置。
請求項３、４または５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。