CN106232969A - 内燃机的热产生率波形计算装置及热产生率波形计算方法 - Google Patents

Abstract

本发明的目的在于使得能够减少用于制作内燃机的热产生率波形的工时，并且例如针对燃烧速度在确保所需的精度的同时比以往更简易地进行推定、评价。将在混合气着火后热产生率增加的热产生率增加期间(例如前半燃烧期间a)中的该热产生率相对于曲轴角度变化的增加率规定为作为热产生率波形的特性值之一的热产生率斜率(b/a)。基于在热产生率增加期间中预先设定的规定正时的燃料密度(例如热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak)来推定该热产生率斜率，使用该推定出的热产生率斜率来制作热产生率波形。

Description

内燃机的热产生率波形计算装置及热产生率波形计算方法

技术领域

本发明涉及用于计算火花点火式的内燃机的热产生率波形的装置及其方法，尤其涉及着眼于在混合气着火后热产生率增加时的燃烧的速度而用于得到热产生率波形的技术。

背景技术

以往，为了表现内燃机的燃烧状态，通过韦别(Wiebe)函数对气缸内的热产生率进行近似。韦别函数是通过确定多个参数而能够良好地表现热产生率波形的函数，用于推定内燃机的燃烧的热产生率和质量燃烧比例等。

例如，在专利文献1所记载的韦别函数参数的决定方法中，基于热产生率成为最大的曲轴角度下的燃烧比例，通过规定的式子来确定韦别函数的形状参数m。并且，关于k、a/θ_p ^m+1、θ_b这样的其他的参数也分别通过规定的式子而确定，能够以高精度地适配于实际的热发生模式的方式决定韦别函数。

在所述专利文献1中记载了：通过针对各种运转条件进行这样确定多个参数m、k、a/θ_p ^m+1、θ_b并决定韦别函数的作业，能够掌握这些参数与内燃机的运转参数(负荷率、转速、空燃比、点火正时等)之间的关系。而且，还记载了：若利用这样掌握的关系，则能够针对内燃机的所有运转条件决定韦别函数，能够高精度地表现该内燃机的燃烧状态。

在先技术文献

专利文献

专利文献1：日本特开2007-177654号公报

发明内容

发明要解决的课题

然而，在所述专利文献1中未公开确定韦别函数的参数m、k、a/θ_p ^m+1、θ_b与内燃机的运转参数之间的关系的具体方法。因此，实际上不得不针对几乎全部的运转条件来确定参数m、k、a/θ_p ^m+1、θ_b，并针对各个运转条件来决定韦别函数。即，在所述以往的方法中，还存在进一步减少用于制作燃烧率波形的工时而削减成本的余地。

另外，在所述的方法中，在分别确定参数m、k、a/θ_p ^m+1、θ_b并决定韦别函数之后，才能够表现热产生率波形整体，并能够基于此来评价燃烧状态。由此，无法实现不表现热产生率波形整体而利用简易的方法仅对例如初始的燃烧速度进行推定、评价。

本发明鉴于上述各点而完成，其目的在于着眼于作为表示燃烧状态的指标之一的燃烧速度，使得能够减少用于制作(计算)热产生率波形的工时，并且例如针对燃烧速度在确保所需的精度的同时比以往更简易地进行推定、评价。

用于解决课题的方案

-发明的解决原理-

本发明的发明人得到了如下的新的见解：在通过火花点火而着火的混合气燃烧而热产生率增加时，该热产生率的增加率(热产生率斜率)与具有燃料密度高的相关性，发动机负荷率及点火正时对于该热产生率斜率的影响能够通过燃料密度汇总表现。

基于该新的见解，本发明的解决原理在于，使用所述热产生率斜率作为热产生率波形的特性值之一，基于燃料密度来推定该热产生率斜率。

-解决方案-

具体而言，本发明以用于计算火花点火式的内燃机的热产生率波形的装置为对象，将在混合气着火后热产生率增加的热产生率增加期间中的该热产生率相对于曲轴角度变化的增加率规定为作为热产生率波形的特性值之一的热产生率斜率。然后，基于在所述热产生率增加期间中预先设定的规定正时的气缸内的燃料密度来推定该热产生率斜率，使用该推定出的热产生率斜率来算出热产生率波形。

根据所述的特定事项，将内燃机的气缸内的混合气的燃烧模型化，在计算热产生率波形时，使用表示在混合气着火后热产生率增加的期间的燃烧速度的参数即热产生率相对于曲轴角度变化的增加率(热产生率斜率)作为该热产生率波形的特性值之一。该热产生率斜率根据内燃机的负荷率、转速、空燃比、点火正时、EGR率、油水温等各种运转条件而变化，但是关于发动机负荷率及点火正时的影响，能够通过热产生率增加期间中的燃料密度这样的一个参数来汇总表现。

因此，若基于在热产生率增加期间中预先设定的规定正时(例如，达到了最大热产生率的80％这样的预先设定的热产生率的正时)的气缸内的燃料密度来推定热产生率斜率，则与基于发动机负荷率及点火正时的双方进行推定相比，能够减少热产生率斜率的推定所花费的工时。通过使用这样推定出的热产生率斜率，也能够减少计算热产生率波形的工时。

而且，由于能够不制作热产生率波形的整体而如上述那样基于燃料密度仅推定热产生率斜率，因此针对在着火后热产生率增加的期间的燃烧速度，能够在确保所需的精度的同时比以往更简易地进行推定、评价。

所述的规定正时只要在热产生率增加期间中设定即可，但是在调查了热产生率的变化与混合气的燃料密度的相关性后得知，尤其是从混合气的着火正时到热产生率最大正时为止的期间中的热产生率的平均增加率(热产生率斜率)与该热产生率最大正时的气缸内的燃料密度的相关性高，难以受到发动机运转条件的变化等的影响(即，热产生率斜率的推定的鲁棒性高)。

因此，优选将所述规定正时设为热产生率最大正时，基于热产生率最大正时的燃料密度来计算从混合气的着火正时到热产生率最大正时为止的热产生率的平均增加率(热产生率斜率)。

具体而言，热产生率斜率能够作为热产生率最大正时的燃料密度的一次函数而算出。而且，热产生率最大正时的燃料密度能够通过将在热产生率成为最大时存在于气缸内的燃料的量除以此时的气缸内的容积(缸内体积)来算出。优选的是，除去未燃部分而将在气缸内实际燃烧的燃料的量除以缸内体积，因此，在如上述那样推定热产生率斜率时，只要乘以基于燃烧效率的修正系数来算出即可。

另外，在推定热产生率斜率时，也可以乘以基于发动机转速的修正系数(例如发动机转速的指数函数)。即，若发动机转速变化，则通常气缸内的流动的强度变化，因此燃烧速度因紊乱的影响而变化。因此，通过进行基于发动机转速的修正，能够反映燃烧速度的变化而更加高精度地推定热产生率斜率。

若这样考虑气缸内的紊乱的影响，则在如上述那样推定热产生率斜率时，也可以乘以基于热产生率最大正时的缸内体积的修正系数(例如热产生率最大正时的缸内体积的指数函数)。这是因为，在气缸的燃烧(膨胀)行程中，随着缸内体积因活塞的下降而增大，紊乱减弱，燃烧速度下降。

此外，在这样推定热产生率斜率时，也可以乘以基于空燃比和/或EGR率的修正系数(例如空燃比的指数函数等)，这样的话，能够良好地反映空燃比和/或EGR率的变化对燃烧速度的影响而更加高精度地推定热产生率斜率。具体而言，例如能够使空燃比变得比理论空燃比稀和/或EGR率升高而导致混合气的燃烧速度下降的情况良好地反映到热产生率斜率中。

并且，作为使用如上述那样算出的热产生率斜率而算出的热产生率波形，例如可举出以从混合气的着火到燃烧结束为止的曲轴角度期间为底边且以热产生率最大正时的热产生率为顶点的三角波形。若通过该三角波形来对热产生率波形进行近似，则表示从着火正时到热产生率最大正时为止的热产生率的三角形的斜边的斜率成为热产生率斜率。

这种情况下，优选的是，认为从混合气的着火正时到热产生率最大正时为止的期间不依赖于发动机负荷率、空燃比、EGR率及油水温中的任何一方而主要依赖于发动机转速及点火正时来决定，来制作所述三角波形。即，认为即使混合气的燃烧速度因发动机负荷率、空燃比、EGR率等的变化而变化，从着火正时到热产生率最大正时为止的期间也不变化，热产生率斜率的变化量是由最大热产生率的变化引起，来制作所述三角波形。由此，可实现制作热产生率波形的工时的进一步的减少。

若换一种观点，则本发明涉及火花点火式的内燃机的热产生率波形的计算方法。即，首先，将在混合气着火后热产生率增加的热产生率增加期间中的该热产生率相对于曲轴角度变化的增加率规定为作为所述热产生率波形的特性值之一的热产生率斜率。然后，基于在所述热产生率增加期间中预先设定的规定正时的气缸内的燃料密度来推定该热产生率斜率，使用该推定出的热产生率斜率来算出热产生率波形。

这种情况下，也是只要将所述规定的正时设为热产生率最大正时，将从混合气的着火正时到热产生率最大正时为止的期间中的热产生率的平均增加率(热产生率斜率)作为热产生率最大正时的燃料密度的一次函数而算出即可。

发明效果

根据本发明，由于使用在混合气着火后热产生率增加的期间的热产生率斜率作为热产生率波形的特性值之一，基于燃料密度来推定该热产生率斜率，因此能够减少热产生率波形的制作(计算)所花费的工时，并且不用制作热产生率波形的整体，能够针对初始的燃烧速度，在确保所需的精度的同时比以往更简易地推定、评价燃烧状态。

附图说明

图1是表示实施方式的热产生率波形计算装置的结构及该热产生率波形计算装置的输入输出信息的图。

图2是表示从热产生率波形计算装置输出的热产生率波形的一例的图。

图3是表示在热产生率波形计算装置中进行的热产生率波形的制作步骤的流程图。

图4是表示通过实验对BTDC着火的情况下的相对于点火正时SA的缸内的燃料密度ρ_fuel@SA的变化的着火延迟期间τ的变化进行计测而得到的结果的图。

图5是表示对通过式(1)算出的预测着火延迟期间与在实机中计测到的实测着火延迟期间之间的关系进行验证而得到的结果的图。

图6是表示通过实验对ATDC着火的情况下的相对于着火正时FA的缸内的燃料密度ρ_fuel@FA的变化的着火延迟期间τ的变化进行计测而得到的结果的图。

图7是表示对通过式(2)算出的预测着火延迟期间与在实机中计测到的实测着火延迟期间之间的关系进行验证而得到的结果的图。

图8是表示进行BTDC着火的情况下的点火正时SA和热产生率波形的图。

图9是表示进行ATDC着火的情况下的点火正时SA和热产生率波形的图，其中，图9(a)是表示点火正时SA为BTDC的情况的图，图9(b)是表示点火正时SA为ATDC的情况的图。

图10是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅负荷率互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。

图11是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅EGR率互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。

图12是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅空燃比互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。

图13是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅油水温互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。

图14是将在仅点火正时SA互不相同的各发动机运转状态下得到的热产生率波形重叠显示的图。

图15是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅发动机转速Ne互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。

图16是表示针对某一发动机对通过式(3)算出的预测前半燃烧期间与在实机中计测到的实测前半燃烧期间之间的关系进行验证而得到的结果的图。

图17是表示针对另一发动机对通过式(3)算出的预测前半燃烧期间与在实机中计测到的实测前半燃烧期间之间的关系进行验证而得到的结果的图。

图18是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅负荷率互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。

图19是将在仅点火正时SA互不相同的各发动机运转状态下得到的热产生率波形重叠显示的图。

图20是表示针对互不相同的发动机转速Ne分别调查热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak与热产生率斜率b/a之间的关系而得到的实验的结果的图。

图21是示意性地表示气缸内的燃烧场的状态的图，图21(a)是沿着气缸的轴线方向观察的俯视图，图21(b)是侧视图。

图22是表示空燃比的变化对热产生率斜率b/a的影响的图。

图23是表示对乘以基于空燃比的修正系数后的热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak与热产生率斜率b/a之间的关系进行验证而得到的结果的图。

图24是表示EGR率的变化对热产生率斜率的影响的图。

图25是表示对乘以基于EGR率的修正系数后的热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak与热产生率斜率b/a之间的关系进行验证而得到的结果的图。

图26是表示油水温的变化对热产生率斜率的影响的图。

图27是表示将包含油水温的影响的总热产生量Q_all除以热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak来调查与热产生率斜率b/a的关系而得到的实验的结果的图。

具体实施方式

以下，基于附图说明本发明的实施方式。在本实施方式中，说明将本发明应用于以机动车用的汽油发动机(火花点火发动机)为对象的计算(制作)热产生率波形的热产生率波形计算装置的情况。

图1是表示本实施方式的热产生率波形计算装置1的结构及该热产生率波形计算装置1的输入输出信息的图。该热产生率波形装置1接受发动机的状态量、控制参数的控制量及物理量的各种信息的输入。作为这些输入信息，可列举发动机转速、负荷率、点火正时、EGR率、空燃比、油水温、进排气的各气门的开闭定时(气门定时)等。而且，热产生率波形计算装置1基于各输入信息，通过存储有以下的各推定模型的推定部2～5来推定热产生率波形的各种特性值，并输出利用该各种特性值制作的热产生率波形。

-热产生率波形的各特性值的推定部-

热产生率波形计算装置1为了分别推定着火延迟、前半燃烧期间、热产生率斜率及热产生量作为热产生率波形的特性值，而具备存储有着火延迟推定模型的着火延迟推定部2、存储有前半燃烧期间推定模型的前半燃烧期间推定部3、存储有热产生率斜率推定模型的热产生率斜率推定部4及存储有热产生量推定模型的热产生量推定部5。

着火延迟推定部2是使用着火延迟推定模型来推定从通过发动机的火花塞向混合气点火的正时(以下，称为点火正时)起即从在火花塞的电极间进行火花放电起到混合气通过该火花而着火从而形成初始火焰核的正时(以下，称为着火正时)为止的期间(以下，称为着火延迟期间)的部分。该着火延迟期间由曲轴角度[CA]表示。需要说明的是，作为所述着火正时的定义，在本实施方式中设为在点火正时以后热产生率(曲轴的旋转的每单位曲轴角度的热产生量)达到了1[J/CA]的正时。该值不限于此，能够适当设定，例如，也可以将点火正时以后的热产生量相对于总热产生量达到了规定比例(例如5％)的正时作为着火正时。此外，也可以基于热产生量相对于总热产生量的比例达到了规定值的正时(例如达到了10％的正时的曲轴角度位置)和所述热产生量的比例达到了其他规定值的正时(例如达到了50％的正时的曲轴角度位置)来定义着火正时。即，利用该曲轴角度位置和热产生量的比例，制作与热产生率上升的期间中的热产生率波形近似的三角形(三角波形)，基于该三角波形来定义着火正时。而且，也可以以使所述曲轴角度位置与热产生量的比例之间的关系成立的方式套用热产生率上升的期间中的一般的热产生率波形的形状来制作热产生率波形，基于该热产生率波形来定义着火正时。所述各值不限于此，能够适当设定。

前半燃烧期间推定部3是使用前半燃烧期间推定模型来推定混合气的燃烧期间中的前半燃烧期间的部分，该前半燃烧期间是从所述着火正时到伴随于火焰核的生长而热产生率成为最大的定时(在从点火正时到燃烧结束正时为止的期间中热产生率成为最大的定时)的期间。以下，将该热产生率成为最大的定时称为热产生率最大正时。而且，该热产生率最大正时及前半燃烧期间分别由曲轴角度[CA]表示。

热产生率斜率推定部4是使用热产生率斜率推定模型来推定所述前半燃烧期间即从着火正时到热产生率最大正时为止的期间中的相对于曲轴角度变化的平均的热产生率的增加率(热产生率的斜率)的部分。即，在本实施方式中，如将参照图2在以下所述那样，制作与热产生率波形近似的三角波形，热产生率斜率推定部4推定该三角波形中的表示从着火正时到热产生率最大正时为止的热产生率的斜边的斜率。作为该热产生率的斜率的单位，由[J/CA²]表示。

热产生量推定部5是使用热产生量推定模型来推定通过混合气的燃烧而产生的热产生量(在燃烧期间的整个期间中产生的热产生量，从点火正时到燃烧结束正时为止的期间中的热产生率的累计值)的部分。作为该热产生量的单位，由[J]表示。

通过各推定部2～5的推定动作分别求出着火延迟、前半燃烧期间、热产生率斜率及热产生量这些热产生率波形的特性值，利用这些特性值来制作热产生率波形。并且，该制作的热产生率波形成为热产生率波形计算装置1的输出。

因此，在本实施方式的热产生率波形计算装置1中，如图3所示的流程图那样，依次进行了着火延迟推定部2的着火延迟期间的推定动作(步骤ST1)、前半燃烧期间推定部3的前半燃烧期间的推定动作(步骤ST2)、热产生率斜率推定部4的热产生率斜率的推定动作(步骤ST3)、热产生量推定部5的热产生量的推定动作(步骤ST4)之后，进行利用了这些推定出的特性值的热产生率波形的制作动作(步骤ST5)。

图2示出利用由各推定部2～5推定出的特性值而制作并从热产生率波形计算装置1输出的热产生率波形的一例。在该图2中，图中的定时SA是点火正时，图中的定时FA是着火正时。因此，图中的τ成为着火延迟期间。而且，在图中，dQpeakA是热产生率最大正时，该热产生率最大正时dQpeakA的热产生率是图中的b。即，该热产生率b成为了燃烧期间中的最大热产生率。而且，从着火正时FA到热产生率最大正时dQpeakA为止的期间即图中的a成为了前半燃烧期间。因此，前半燃烧期间a中的热产生率的斜率表示为b/a。此外，从热产生率最大正时dQpeakA到燃烧结束正时EA为止的期间即图中的c成为了后半燃烧期间。而且，图中的Q1是前半燃烧期间a中的热产生量，Q2是后半燃烧期间c中的热产生量。并且，在燃烧期间的整个期间内产生的热产生量(总热产生量Q_all)表示为该热产生量Q1与热产生量Q2之和。

换言之，本实施方式的热产生率波形计算装置1通过以从混合气的着火到燃烧结束为止的曲轴角度期间(图中的FA至EA)为底边并以热产生率最大正时dQpeakA的热产生率b为顶点的三角波形来对热产生率波形进行近似。在本实施方式中，利用该热产生率波形计算装置1的输出即热产生率波形，来进行发动机设计时的系统的研讨、控制的研讨、适配值的研讨。

以下，具体说明各推定部2～5的推定处理。

-着火延迟推定部-

如前所述，着火延迟推定部2是推定从点火正时SA到着火正时FA为止的期间即着火延迟期间τ的部分。

在该着火延迟推定部2中进行的着火延迟期间τ的推定处理如下所述。

该着火延迟期间τ利用以下的式(1)及式(2)中的任一方来推定(这些式子相当于着火延迟推定模型)。

τ＝C₁×ρ_fuel@SAχ×Ne^δ…(1)

τ＝C₂×ρ_fuel@FA ^φ×Ne^ψ…(2)

ρ_fuel@SA是点火正时SA的缸内的燃料密度(缸内燃料量[mol]/点火正时的缸内体积[L])。ρ_fuel@FA是着火正时FA的缸内的燃料密度(缸内燃料量[mol]/着火正时的缸内体积[L])。Ne是发动机转速。C₁、C₂、χ、δ、ψ分别是基于实验等确定的系数。

该式(1)及式(2)是以空燃比为理论空燃比，EGR率为“0”，发动机的预热运转完成(油水温为规定值以上)，进排气的各气门的开闭定时固定为条件而成立的式子。

式(1)是在混合气比活塞到达压缩上止点的定时(TDC)靠提前侧(BTDC)处着火(以下，称为BTDC着火)的情况下的着火延迟期间τ的计算式。而且，式(2)是在混合气比活塞到达压缩上止点的定时(TDC)靠延迟侧(ATDC)处着火(以下，称为ATDC着火)的情况下的着火延迟期间τ的计算式。

如这些式子所示，着火延迟期间τ通过以规定定时的缸内的燃料密度ρ_fuel及发动机转速Ne为变量的运算式来计算。

以下说明通过这些运算式能够计算着火延迟期间τ的根据。

图4是表示通过实验对BTDC着火的情况下的相对于点火正时SA的缸内的燃料密度ρ_fuel@SA的变化的着火延迟期间τ的变化进行计测而得到的结果的图表。该实验是使空燃比为理论空燃比，使EGR率为“0”，发动机的预热运转完成(油水温为规定值以上)，且将进排气的各气门的开闭定时固定而进行的实验。而且，在该图4中，发动机转速Ne按照“○”“△”“□”“◇”“×”“+”“▽”的顺序升高。例如，“○”为800rpm，“△”为1000rpm，“□”为1200rpm，“◇”为1600rpm，“×”为2400rpm，“+”为3200rpm，“▽”为3600rpm。

如该图4所示，在进行了BTDC着火的情况下，在点火正时SA的缸内的燃料密度ρ_fuel@SA与着火延迟期间τ之间按每个发动机转速Ne而存在相关性。即，它们的相关性能够大致用一条曲线来表示。在图4中，针对发动机转速Ne为1000rpm的情况及2400rpm的情况，分别用一条曲线表示点火正时SA的缸内的燃料密度ρ_fuel@SA与着火延迟期间τ的相关性。

如图4所示，点火正时SA的缸内的燃料密度ρ_fuel@SA越高，则着火延迟期间τ越短。可认为这是因为，燃料密度ρ_fuel@SA越高，则火花塞周边的燃料分子的个数越多，火花塞点火后的火焰核的生长越急速地进行。而且，发动机转速Ne对着火延迟期间τ造成了影响。即，发动机转速Ne越高，则着火延迟期间τ越短。可认为这是因为，发动机转速Ne越高，则气缸内的混合气流的紊乱(以下，简称为紊乱)越强而所述火焰核的生长越急速地进行。这样，点火正时SA的缸内的燃料密度ρ_fuel@SA及发动机转速Ne是对着火延迟期间τ造成影响的参数。

图5是表示对通过式(1)算出的预测着火延迟期间与在实机中计测到的实测着火延迟期间之间的关系进行验证而得到的结果的图表。在求出该预测着火延迟期间时，使用通过根据发动机运转条件确定式(1)的C₁、χ、δ这些系数而得到的预测式。在该图5中，发动机转速Ne按照“○”“△”“□”“◇”“×”“+”“▽”“☆”的顺序而升高。例如，“○”为800rpm，“△”为1000rpm，“□”为1200rpm，“◇”为1600rpm，“×”为2000rpm，“+”为2400rpm，“▽”为3200rpm，“☆”为3600rpm。

从该图5明显可知，预测着火延迟期间与实测着火延迟期间大体一致，通过式(1)高精度地计算了进行了BTDC着火的情况下的着火延迟期间。

图6是表示通过实验对ATDC着火的情况下的相对于着火正时FA的缸内的燃料密度ρ_fuel@FA的变化的着火延迟期间τ的变化进行计测而得到的结果的图表。该实验是将发动机转速固定，使空燃比为理论空燃比，使EGR率为“0”，发动机的预热运转完成(油水温为规定值以上)，将进排气的各气门的开闭定时固定而进行的实验。而且，在该图6中，负荷率按照“○”“×”“+”“△”的顺序而升高。例如，“○”为负荷率20％，“×”为负荷率30％，“+”为负荷率40％，“△”为负荷率50％。

如该图6所示，在进行了ATDC着火的情况下，在着火正时FA的缸内的燃料密度ρ_fuel@FA与着火延迟期间τ之间不依赖于负荷率(与负荷率无关)地存在相关性。即，它们的相关性能够大致用一条曲线来表示。

如图6所示，着火正时FA的缸内的燃料密度ρ_fuel@FA越高，则着火延迟期间τ越短。如前所述，可认为这是因为，燃料密度ρ_fuel@FA越高，则火花塞周边的燃料分子的个数越多，火花塞点火后的火焰核的生长越急速地进行。这样，着火正时FA的缸内的燃料密度ρ_fuel@FA是对着火延迟期间τ造成影响的参数。而且，与前述的情况同样，可设想发动机转速Ne也是对着火延迟期间τ造成影响的参数。

图7是表示对通过式(2)算出的预测着火延迟期间与在实机中计测到的实测着火延迟期间之间的关系进行验证而得到的结果的图表。在求出该预测着火延迟期间时，使用通过根据发动机运转条件确定式(2)中的C₂、ψ这些系数而得到的预测式。在该图7中，发动机转速Ne按照“○”“×”“+”“△”的顺序而升高。例如，“○”为800rpm，“×”为1200rpm，“+”为3600rpm，“△”为4800rpm。

从该图7明显可知，预测着火延迟期间与实测着火延迟期间大体一致，通过式(2)高精度地计算了进行了ATDC着火的情况下的着火延迟期间。

本发明的发明人基于这些新的见解而导出了所述式(1)及式(2)。

以下，说明在计算着火延迟期间τ时以着火正时进行分组的理由。即，说明分为进行了BTDC着火的情况和进行了ATDC着火的情况而而分别使用不同的运算式(所述式(1)及式(2))来计算着火延迟期间τ的理由。

首先，在进行BTDC着火的情况下，如图8(表示点火正时SA和热产生率波形的图)所示，点火正时SA也比活塞到达压缩上止点的定时靠提前侧(BTDC)。这种情况下，在迎来点火正时SA之后，活塞朝向压缩上止点移动。即，缸内体积减小，伴随于此，燃料密度ρ_fuel增大。因此，作为燃料密度ρ_fuel，点火正时SA的燃料密度ρ_fuel@SA比着火正时FA的燃料密度ρ_fuel@FA小。并且，通过对作为与着火延迟期间的最大值(设想的着火延迟期间中最长的着火延迟期间)存在相关性的值的点火正时SA的燃料密度ρ_fuel@SA乘以预先确定出的各种系数，能够高精度地求出着火延迟期间τ。

另一方面，在进行ATDC着火的情况下，如图9(表示点火正时SA和热产生率波形的图)所示，点火正时SA存在比活塞到达压缩上止点的定时靠提前侧(BTDC)的情况(参照图9(a))和比活塞到达压缩上止点的定时靠延迟侧(ATDC)的情况(参照图9(b))。在这些情况下，在迎来着火正时FA之后，活塞朝向下止点移动。即，缸内体积增大，伴随于此，燃料密度ρ_fuel减小。因此，作为燃料密度ρ_fuel，着火正时FA的燃料密度ρ_fuel@FA比点火正时SA的燃料密度ρ_fuel@SA小的可能性高。并且，通过对作为与着火延迟期间的最大值(设想的着火延迟期间中最长的着火延迟期间)存在相关性的值的着火正时FA的燃料密度ρ_fuel@FA乘以预先确定出的各种系数，能够高精度地求出着火延迟期间τ。

另外，判断使用该式(1)及式(2)中的哪一方的步骤(判断着火正时是BTDC着火还是ATDC着火的步骤)及计算着火延迟期间(后述的真正的着火延迟期间)的步骤如下所述。首先，设定假想的着火正时，求出该假想的着火正时的缸内体积。该缸内体积能够基于几何学而通过与假想的着火正时对应的曲轴角度位置(活塞的位置)求出，因此缸内体积根据假想的着火正时而唯一地决定。然后，根据该缸内体积和燃料喷射量来求出燃料密度。然后，在将假想的着火正时设定为了BTDC着火的情况下，将该假想的着火正时的燃料密度及发动机转速代入式(1)而计算推定着火延迟期间。另一方面，在将假想的着火正时设定为了ATDC着火的情况下，将该假想的着火正时的燃料密度及发动机转速代入式(2)而计算推定着火延迟期间。然后，将相对于假想的着火正时提前了所述算出的推定着火延迟期间的正时设为假想的点火正时。在此，将该假想的点火正时与实际的点火正时(作为输入信息的点火正时)进行比较。在假想的点火正时与实际的点火正时不一致的情况下，变更所述假想的着火正时。例如，将假想的着火正时向延迟侧变更。然后，再次将该假想的着火正时的燃料密度及发动机转速代入式(1)或式(2)(在将假想的着火正时设定为了BTDC着火的情况下代入式(1)，在将假想的着火正时设定为了ATDC着火的情况下代入式(2))来计算推定着火延迟期间，求出假想的点火正时，将其与实际的点火正时(作为输入信息的点火正时)进行比较。反复进行此动作，得到假想的点火正时与实际的点火正时一致的情况下的假想的着火正时作为真正的着火正时。并且，此时(得到真正的着火正时时)，得到在式(1)或式(2)中算出的推定着火延迟期间作为真正的着火延迟期间。而且，也可以在所述真正的着火正时为BTDC的情况下(在BTDC着火的情况下)将所述求出的着火正时重新代入式(1)而进行着火延迟期间τ的计算，在所述真正的着火正时为ATDC的情况下(ATDC着火的情况下)将所述求出的着火正时重新代入式(2)而进行着火延迟期间τ的计算。

若换一种说法，则以上的动作如下所述。将所述实际的点火正时与假想的着火正时之间的期间(假设在假想的着火正时进行了着火的情况下的假想的着火延迟期间)与通过式(1)或式(2)计算(推定出)的推定着火延迟期间进行比较，在它们不一致的情况下，变更所述假想的着火正时。然后，再次通过式(1)或式(2)计算了推定着火延迟期间之后，将所述实际的点火正时与假想的着火正时之间的期间(假想的着火延迟期间)与通过式(1)或式(2)算出的推定着火延迟期间进行比较。反复进行该动作，得到它们一致的情况(假想的着火延迟期间与推定着火延迟期间一致的情况)下的推定着火延迟期间作为真正的着火延迟期间。

通过以上那样的着火延迟推定部2对着火延迟期间τ的推定，能够对发动机运转区域的整个区域进行着火延迟期间τ的推定。

当如以上那样计算着火延迟期间τ后，通过将所述点火正时SA加上着火延迟期间τ能够求出着火正时FA。

-前半燃烧期间推定部-

如前所述，前半燃烧期间推定部3是推定从着火正时FA到热产生率最大正时dQpeakA为止的期间即前半燃烧期间a的部分。

在该前半燃烧期间推定部3中进行的前半燃烧期间a的推定处理如下所述。

该前半燃烧期间a[CA]利用以下的式(3)来推定(该式子相当于前半燃烧期间推定模型)。

a＝C×V_@dQpeakα×Ne^β…(3)

V_@dQpeak是所述热产生率最大正时dQpeakA的缸内体积[L]，以下，也称为热产生率最大时缸内体积。Ne是发动机转速。C、α、β分别是基于实验等确定的系数。

该式(3)是以进气门的开闭定时固定为条件而成立的式子。而且，该式(3)不受负荷率、EGR率、空燃比、油水温的影响而成立。即，式(3)基于前半燃烧期间a不受负荷率、EGR率、空燃比、油水温的影响这一情况而成立。

以下说明通过该式(3)能够计算前半燃烧期间a的根据。

图10～图13分别是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在互不相同的发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。图10是将在仅负荷率互不相同的各发动机运转状态下得到的热产生率波形重叠显示的图。图11是将在仅EGR率互不相同的各发动机运转状态下得到的热产生率波形重叠显示的图。图12是将在仅空燃比互不相同的各发动机运转状态下得到的热产生率波形重叠显示的图。而且，图13是将在如发动机的预热运转的中途那样仅油水温互不相同的情况下得到的热产生率波形重叠显示的图。

如该图10～图13所示，不管负荷率、EGR率、空燃比、油水温中的哪一个发生变化，前半燃烧期间a都维持为恒定。即，可知，前半燃烧期间a不受负荷率、EGR率、空燃比、油水温的影响。

另一方面，图14是将在仅点火正时SA互不相同的各发动机运转状态下得到的热产生率波形重叠显示的图。从该图14可知，点火正时SA越延迟，则前半燃烧期间a越长。

另外，图15是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅发动机转速Ne互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。发动机转速Ne越高，则每单位时间[ms]的曲轴的旋转角度[CA]越大，因此前半燃烧期间a应该会相应地变长(在曲轴角度轴上变长)，但是在图15所示的情况下，即使发动机转速Ne不同，前半燃烧期间a也几乎没有变化。可认为这是因为，存在发动机转速Ne越高则前半燃烧期间a越短的主要原因。即，可设想，除了前半燃烧期间a以发动机转速Ne越高则每单位时间的曲轴的旋转角度越大为起因而变长之外，前半燃烧期间a另外还因“其他的主要原因”而变短。

这样，可知，前半燃烧期间a受到点火正时SA及发动机转速Ne的影响。

作为前半燃烧期间a受到点火正时SA及发动机转速Ne的影响的主要原因，可认为是点火正时SA及发动机转速Ne会对气缸内的紊乱造成影响。

即，点火正时SA越向延迟侧移动，则着火正时FA及热产生率最大正时dQpeakA也越向延迟侧移动，该热产生率最大正时dQpeakA的缸内体积(热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak)变大，并且气缸内的紊乱变弱。并且，当气缸内的紊乱变弱时，火焰传播变得缓慢而前半燃烧期间a变长。反之，点火正时SA越向提前侧移动，则着火正时FA及热产生率最大正时dQpeakA也越向提前侧移动，热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak变小，并且气缸内的紊乱变强。由此，火焰传播变得急速而前半燃烧期间a变短。

另外，发动机转速Ne越低，则从进气系统向气缸内流入的空气的流速越低而气缸内的紊乱越弱。并且，当气缸内的紊乱变弱时，火焰传播变得缓慢而前半燃烧期间a变长。反之，发动机转速Ne越高，则从进气系统向气缸内流入的空气的流速越高而气缸内的紊乱越强。并且，当气缸内的紊乱变强时，火焰传播变得急速而前半燃烧期间a变短。前述的“其他的主要原因(缩短前半燃烧期间a的主要原因)”是火焰传播以该发动机转速Ne越高则气缸内的紊乱越强为起因而变得急速。

本发明的发明人基于该新的见解而导出了所述式(3)。并且，在该式(3)中，作为与作为控制量的点火正时SA存在相关性的物理量，使用缸内体积尤其是热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak作为变量。即，如前所述，点火正时SA越向延迟侧移动，则热产生率最大正时dQpeakA也越向延迟侧移动，缸内体积V_@dQpeak越大，因此，作为与点火正时SA存在相关性的物理量，使用热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak作为变量。

求出所述式(3)的变量即热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak的步骤及计算前半燃烧期间a的步骤如下所述。首先，设定假想的热产生率最大正时，求出该假想的热产生率最大正时的缸内体积。该缸内体积能够基于几何学而通过与假想的热产生率最大正时对应的曲轴角度位置(活塞的位置)求出，因此缸内体积根据假想的热产生率最大正时而唯一地决定。然后，将该假想的热产生率最大正时的缸内体积及发动机转速代入式(3)来计算推定前半燃烧期间。然后，将相对于所述假想的热产生率最大正时提前了该算出的推定前半燃烧期间的正时设为假想的着火正时。由于在前述的着火延迟推定部2中计算了着火延迟期间τ，因此通过将所述点火正时SA加上着火延迟期间τ能够计算着火正时FA。在此，将所述假想的着火正时与算出的着火正时FA进行比较。在假想的着火正时与算出的着火正时FA不一致的情况下，变更所述假想的热产生率最大正时。例如，将假想的热产生率最大正时向延迟侧变更。然后，再次将该假想的热产生率最大正时的缸内体积及发动机转速代入式(3)来计算推定前半燃烧期间，求出假想的着火正时，将其与算出的着火正时FA(通过将所述点火正时SA加上由着火延迟推定部2算出的着火延迟期间τ而得到的着火正时FA)进行比较。反复进行该动作，得到假想的着火正时与算出的着火正时FA一致的情况下的假想的热产生率最大正时作为真正的热产生率最大正时dQpeakA。并且，此时(得到了真正的热产生率最大正时dQpeakA时)，得到在式(3)中算出的推定前半燃烧期间作为真正的前半燃烧期间。而且，也可以基于几何学求出所述真正的热产生率最大正时dQpeakA的热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak，并将其重新代入式(3)来进行前半燃烧期间a的计算。

若换一种说法，则以上的动作如下所述。将所述着火正时FA(按照实际的点火正时而求出的着火正时)与假想的热产生率最大正时之间的期间(假想的前半燃烧期间)与通过式(3)计算(推定出)的推定前半燃烧期间(基于假想的热产生率最大正时的物理量而推定出的前半燃烧期间)进行比较，在它们不一致的情况下，变更所述假想的热产生率最大正时。然后，再次通过式(3)计算了推定前半燃烧期间之后，将所述着火正时FA与假想的热产生率最大正时之间的期间(假想的前半燃烧期间)与通过式(3)算出的推定前半燃烧期间进行比较。反复进行该动作，得到它们一致的情况(假想的前半燃烧期间与推定前半燃烧期间一致的情况)下的推定前半燃烧期间作为真正的前半燃烧期间a。

若对式(3)中的各系数进行说明，则C及α通过基于实验等的确定而得到。而且，β是与气缸内的滚流比对应的值，滚流比越大，则给出越大的值。需要说明的是，各系数也可以分别通过基于实验等的确定进行设定。而且，这些系数也能够相对于进气门的开闭定时的变化进行确定。

图16及图17是表示针对互不相同的发动机对通过式(3)算出的预测前半燃烧期间与在实机中计测到的实测前半燃烧期间之间的关系进行验证而得到的结果的图表。在求出该预测前半燃烧期间时，使用通过根据发动机运转条件确定式(3)中的系数C而得到的预测式。在图16中，发动机转速Ne按照“○”“△”“□”“◇”“×”“+”“▽”的顺序而升高。例如，“○”为800rpm，“△”为1000rpm，“□”为1200rpm，“◇”为1600rpm，“×”为2400rpm，“+”为3200rpm，“▽”为3600rpm。而且，在图17中，发动机转速Ne按照“○”“×”“+”“△”“□”的顺序而升高。例如，“○”为800rpm，“×”为1200rpm，“+”为2400rpm，“△”为3600rpm，“□”为4800rpm。

从该图16及图17明显可知，预测前半燃烧期间与实测前半燃烧期间大体一致，通过式(3)高精度地计算了前半燃烧期间a。

如以上所述，将前半燃烧期间a作为不受负荷率、空燃比、EGR率、油水温的影响的值，能够基于热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak和发动机转速Ne进行推定。如前所述，该热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak和发动机转速Ne是与气缸内的紊乱存在相关性的参数。换言之，由于负荷率、空燃比、EGR率、油水温与气缸内的紊乱几乎不存在相关性，因此可设想不会对前半燃烧期间a造成影响。并且，由于能够不考虑该负荷率、空燃比、EGR率、油水温而基于与气缸内的紊乱存在相关性的参数即热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak和发动机转速Ne来推定前半燃烧期间a，因此能够大幅减少用于决定发动机的各种运转条件下的前半燃烧期间a的工时。

需要说明的是，如前所述，前半燃烧期间不受负荷率的影响。该负荷率是用于控制燃料喷射量的参数之一，燃料喷射量是对气缸内的燃料密度造成影响的控制参数。因此，前半燃烧期间可不依赖于气缸内的燃料密度地推定。具体而言，如前所述，前半燃烧期间基于热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak及发动机转速Ne这样的对气缸内的紊乱造成影响的参数来推定。相对于此，如后所述，热产生率斜率基于气缸内的燃料密度来推定。这样，在本实施方式中推定的前半燃烧期间和热产生率斜率作为相互独立(不存在从属关系)的值来推定。

-热产生率斜率推定部-

如前所述，热产生率斜率推定部4是推定前半燃烧期间a中的热产生率的斜率b/a(以下，称为热产生率斜率)的部分。

在该热产生率斜率推定部4中进行的热产生率斜率b/a的推定处理如下所述。

该热产生率斜率b/a[J/CA²]基本上利用以下的式(4)来推定(该式子相当于热产生率斜率推定模型)。

$\frac{b}{a}=C_3\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}...\left(4\right)$

ρ_fuel@dQpeak是所述热产生率最大正时dQpeakA的燃料密度(缸内燃料量[mol]/热产生率最大正时的缸内体积[L])，以下，也称为热产生率最大时燃料密度。C₃是基于实验等而确定的系数。

该式(4)是以发动机转速固定，空燃比为理论空燃比，EGR率为“0”，发动机的预热运转完成(油水温为规定值以上)，进气门的开闭定时固定为条件而成立的式子。需要说明的是，关于发动机转速、空燃比、EGR率、发动机的油水温等的影响，将在后文叙述。

以下说明通过该式(4)能够计算热产生率斜率b/a的根据。

图18(a)～图18(d)分别是将以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整了点火正时SA的在仅负荷率互不相同的各发动机运转状态下得到的各热产生率波形重叠显示的图。点火正时按照图18(a)～图18(d)的顺序而向延迟侧变化，而且，在各图中，负荷率按照KL1、KL2、KL3的顺序增大。例如，在图18中，KL1为负荷率20％，KL2为负荷率30％、KL3为负荷率40％。

如该图18(a)～图18(d)所示，热产生率斜率b/a受到负荷率及点火正时SA的影响。具体而言，无论在点火正时SA各不相同的图18(a)～图18(d)的哪个图中，都是负荷率越大，则热产生率斜率b/a越大。作为热产生率斜率b/a这样受到负荷率的影响的主要原因，可认为是气缸内的燃料密度根据负荷率而变化。即，可认为是，负荷率越高，则缸内燃料量越多，因此气缸内的燃料密度也越高，混合气的燃烧速度越高。

另外，随着点火正时SA按照图18(a)～图18(d)的顺序而向延迟侧移动，热产生率斜率b/a减小。图19(a)及图19(b)分别是为了调查点火正时SA的变化所带来的影响而将在仅点火正时SA互不相同的各发动机运转状态下得到的热产生率波形重叠显示的图。在该图19(a)及图19(b)中，虽然负荷率各不相同，但是无论在哪个图中，热产生率斜率b/a都存在随着点火正时SA向延迟侧移动而变小的倾向。

关于热产生率斜率b/a这样受到点火正时SA的影响的主要原因，也可认为与所述的负荷率的情况同样地是由气缸内的燃料密度引起。即，在活塞处于压缩上止点(TDC)附近时，与曲轴角度的变化相伴的缸内体积的变化小，但是在膨胀行程中，随着从TDC离开(例如大约从ATDC10℃A起)，越靠延迟侧，则缸内体积越大，伴随于此，气缸内的燃料密度越下降。

并且，如所述图19(a)及图19(b)所示，热产生率波形伴随于点火正时SA的延迟而整体向延迟侧移动，并且当着火正时FA(波形的起点)成为TDC以后时，热产生率波形的斜率也逐渐变小。其结果是，从着火正时FA(波形的起点)连结到热产生率最大正时dQpeakA的热产生率b(波形的顶点)的直线(图中由单点划线表示)的斜率即热产生率斜率b/a也朝向延迟侧而逐渐变小。

这样，点火正时SA的延迟(即着火正时FA的延迟)对热产生率斜率b/a造成的影响显著地表现在该热产生率斜率b/a与热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak之间的关系中。即，如图19(a)及图19(b)所示，热产生率最大正时dQpeakA伴随于点火正时SA的延迟而向延迟侧移动，该热产生率最大正时dQpeakA的缸内体积(热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak)逐渐增大时，热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak与此相应地减小，对应于此，热产生率斜率b/a减小。

本发明的发明人调查了热产生率斜率b/a这样对应于热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak的变化而变化的情形。将该实验的结果在图20(a)～图20(d)的图表中示出。在这些图中，负荷率按照“○”“×”“+”“△”“□”“◇”“▽”“☆”的顺序变大。例如，在图20中，“○”为负荷率15％，“×”为负荷率20％，“+”为负荷率25％，“△”为负荷率30％，“□”为负荷率35％，“◇”为负荷率40％，“▽”为负荷率45％，“☆”为负荷率50％。

另外，发动机转速Ne按照图20(a)～图20(d)的顺序而升高，例如，图20(a)为800rpm，图20(b)为1200rpm，图20(c)为2000rpm，图20(d)为3200rpm。

如图20(a)～图20(d)分别所示，可知，若将发动机转速固定，则即便负荷率和/或点火正时SA不同，热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak与热产生率斜率b/a之间的关系也能够大致表示为一条直线，在两者之间存在高的相关性(具体而言是大致比例关系)。即，发动机的负荷率及点火正时SA对热产生率斜率b/a的影响通过热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak这样的一个参数而统一表现。

本发明的发明人基于该新的见解而导出了所述式(4)。

作为所述式(4)的变量的热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak能够如前述那样通过将缸内燃料量除以热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak来求出。求出热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak的步骤如在前半燃烧期间推定部3的说明中所叙述那样。而且，缸内燃料量作为热产生率波形计算装置1的输入信息而给出。

这样，能够将作为热产生率波形的特性值之一的热产生率斜率b/a基本上作为热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak的一次函数(在该实施方式中，作为一例是比例函数)来计算。换言之，由于能够不考虑负荷率及点火正时SA而主要基于热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak来推定热产生率斜率b/a，因此能减少发动机的各种运转条件下的热产生率斜率b/a的决定所花费的工时。

(基于燃烧效率及发动机转速的修正)

在此，在前述的热产生率斜率b/a与热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak的相关性中，作为计算该热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak的缸内燃料量，优选除去未燃部分而使用在气缸内实际燃烧的量。即，在如发动机的预热运转期间那样油水温低的情况下，燃烧效率下降，除此以外，在负荷率和/或热产生率最大正时dQpeakA发生了变化的情况下，也存在燃烧效率变化的可能性。因此，通过将基于燃烧效率的修正系数k与所述式(4)的右边相乘，得到以下的式(5)。

$\frac{b}{a}=C_3\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×k...\left(5\right)$

需要说明的是，如前所述，热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak通过将缸内燃料量除以热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak而得到，因此式(5)也能够如以下的式(6)那样表示。

另外，式(6)中的“缸内燃料量×k”也能够置换为在燃烧期间的整个期间中产生的热产生量(总热产生量Q_all)，因此也能够如以下的式(7)那样表示。

$\frac{b}{a}=C_3\×\frac{Q_{all}}{V_{@dQpeak}}...\left(7\right)$

作为表示这样的燃烧效率的影响的一例，若观察如上述的图13那样发动机的油水温不同的情况下的热产生率波形，则如图26所示，可知热产生率斜率b/a受到了油水温的影响。即，图中的油水温按照T0、T1、T2的顺序降低，例如，T0是相当于发动机的预热运转完成后的88℃。而且，例如，T1为40℃，T2为20℃。

如图26所示，油水温越低，则热产生率斜率b/a越小，可认为这是由油水温越低则燃料的未燃部分和/或冷损越增大，从而燃烧效率下降所引起。着眼于该燃烧效率的影响包含于总热产生量Q_all，将对如所述的式(7)那样将总热产生量Q_all除以热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak所得到的值与热产生率斜率b/a之间的关系进行调查而得到的结果在图27中示出。

在图27中，油水温按照“○”“×”“+”“△”“□”的顺序升高，例如，“○”为20℃，“×”为40℃，“+”为60℃，“△”为80℃，“□”为88℃。如该图27所示可知，即使油水温大不相同，Q_all/V_@dQpeak与热产生率斜率b/a之间的关系也能够表示为大致一条直线，在两者之间存在高的相关性(在该例子中为大致比例关系)。即，通过使用基于燃烧效率的修正系数k，能够也良好地反映由油水温的变化等带来的影响而算出热产生率波形b/a。

另一方面，关于发动机转速Ne的影响，如所述的图20(a)～图20(d)所示，热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak与热产生率斜率b/a之间的相关关系根据发动机转速Ne而变化。具体而言，随着发动机转速Ne按照图20(a)～图20(d)的顺序升高，热产生率斜率b/a存在变小的倾向。因此，也能够将基于该发动机转速Ne的修正系数Ne^ε与所述式(4)的右边相乘而使用以下的式(8)。

$\frac{b}{a}=C_3\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(8\right)$

ε是基于实验等确定的值，但是由于如上所述，随着发动机转速Ne升高，热产生率斜率b/a存在变小的倾向，因此ε通常为负值。

关于所述发动机转速Ne的影响，如在前半燃烧期间推定部3的说明中所叙述那样，发动机转速Ne越高，则每时间的曲轴角度变化越大，因此热产生率斜率b/a应该相应地变小，但是将所述图20(a)与图20(d)进行比较的话，即使发动机转速Ne成为4倍，热产生率斜率b/a也未成为1/4。

可认为这是由如在前半燃烧期间推定部3的说明中所叙述那样，燃烧速度以发动机转速Ne越高则气缸内的紊乱越强为起因而升高所引起。即，可认为是，由于发动机转速Ne越高，则燃烧速度越高，因此热产生率斜率b/a不会按照每时间的曲轴角度变化变大的程度而变小。

(基于热产生率最大时缸内体积的修正)

如前所述，热产生率斜率b/a能够基于热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak算出的理由可考虑如以下那样。首先，若鉴于气缸内的燃烧场的状态，则热产生率斜率b/a受到紊流燃烧速度和紊流火焰面面积的影响。图21是示意性地表示气缸内的燃烧场的状态的图，图21(a)是沿着气缸轴线观察的俯视图，图21(b)是侧视图(图中的标号6表示活塞)。而且，在该图21中，标注了实线的斜线的区域是已燃部，标注了虚线的斜线的区域是未燃部。

如图21中的箭头示意性所示，在已燃部的外缘部分朝向未燃部行进的火焰面F的面积是紊流火焰面面积，其行进速度(在气缸内向外周侧前进的火焰面F的速度)是紊流燃烧速度。将该紊流火焰面面积与紊流燃烧速度相乘而得到的值是每单位时间的燃烧场的体积，因此若将其乘以燃料密度，则得到热产生率。由此，热产生率最大正时dQpeakA的热产生率(最大热产生率b)通过以下的式(9)来给出。

b＝C₃×ρ_fuel@dQpeak×At_@dQpeak×St_@dQpeak…(9)

At_@dQpeak是热产生率最大正时dQpeakA的紊流火焰面面积，St_@dQpeak是热产生率最大正时dQpeakA的紊流燃烧速度。根据所述的式(9)，热产生率斜率b/a表示为以下的式(10)。

$\frac{b}{a}=\frac{C_3\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×{\mathrm{At}}_{@dQpeak}\×{\mathrm{St}}_{@dQpeak}}{a}...\left(10\right)$

在此，通常紊流燃烧速度St可以看作与气缸内的紊乱强度u’大致成比例。如前所述，在紊乱强时，前半燃烧期间a缩短，因此紊流燃烧速度St可看作大致与前半燃烧期间a成反比例。另一方面，在ATDC即气缸的膨胀行程的紊流火焰面面积At与缸内体积V之间存在相关性，越靠延迟侧，则在气缸内向外周侧前进的火焰的面积越大，因此紊流火焰面面积At大致可以看作与缸内体积V的指数函数成比例。由此，根据所述的式(10)，得到以下的式(11)。需要说明的是，η、C₄基于实验等而确定。

$\frac{b}{a}=\frac{C_4\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\η}}}{a^2}...\left(11\right)$

另外，关于前半燃烧期间a，若在上述的式(3)中将发动机转速Ne固定，则成为a＝C×V_@dQpeak ^α，因此将该“a”代入所述的式(11)而得到以下的式(12)。

$\frac{b}{a}=C_4\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\η}-2\mathrm{\α}}...\left(12\right)$

在该式(12)中，η的值可以大致看作“1”，而且，α的值可以大致看作“1/2”，因此V_@dQpeak ^η-2α的值可以大致看作“1”，这样的话，根据式(12)得到所述的式(4)。

但是，所述的V_@dQpeak ^η-2α即热产生率最大时缸内体积的指数函数可认为与前述的发动机转速Ne同样地表示气缸内的紊乱的影响，因此若要以更高的精度求出热产生率斜率b/a，则优选该V_@dQpeak ^η-2α也保留。即，若将指数“η-2α”置换为“κ”而作为基于热产生率最大正时的缸内体积V_@dQpeak的修正系数与式(8)的右边相乘，则得到计算热产生率斜率b/a的以下的式(13)。需要说明的是，κ基于实验等而确定。

$\frac{b}{a}=C_4\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(13\right)$

该式(13)可以说是将式(10)中的“At_@dQpeak×St_@dQpeak/a”归纳为V_@dQpeak ^κ而得到的式子。而且，在该式(13)中，为了如上述那样反映燃烧效率的影响，也可以对右边乘以修正系数k，通过以下的式(14)计算热产生率斜率b/a。

$\frac{b}{a}=C_4\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×k\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(14\right)$

另外，也可以通过缸内燃料量及热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak来表示热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak，如以下的式(15)那样表示。也可以用总热产生量Q_all将该式(15)中的“缸内燃料量×k”置换，如以下的式(16)那样表示。

$\frac{b}{a}=C_4\×\frac{Q_{all}}{V_{@dQpeak}}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(16\right)$

(基于空燃比及EGR率的修正)

接下来，说明空燃比及EGR率对于热产生率斜率b/a的影响。图22是表示由空燃比的变化引起的热产生率波形的变化的实验结果的图，图22(a)、图22(b)分别与图12相同地，一边以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整点火正时SA，一边将通过空燃比的变化而得到的热产生率波形重叠显示。

详细而言，图22(a)是使空燃比以超过理论空燃比(成为稀)的方式变化的情况，图22(b)是反之使空燃比以小于理论空燃比(成为浓)的方式变化的情况。例如，在图22(a)及图22(b)中，AF0为理论空燃比(A/F＝14.6)，在图22(a)中，AF1为A/F＝19.5。另一方面，在图22(b)中，AF2为A/F＝12.0。

如该图22(a)、图22(b)所示，热产生率斜率b/a受到了空燃比的影响，空燃比越大(越稀)，则热产生率斜率b/a为越小的值。作为热产生率斜率b/a这样受到空燃比的影响的主要原因，可举出：在大(淡)于理论空燃比的空燃比下，对于燃料与氧的反应(燃烧)没有帮助的空气中的氮及氧的分子会干扰火焰面的传播。这种情况下，空燃比越大，则剩余的空气越多，因此燃烧速度越下降。

另一方面，在空燃比稍小(浓)于理论空燃比的状态下，可认为燃料的分子与氧的邂逅率升高从而混合气的燃烧速度升高，但是若空燃比进一步减小(变浓)，则燃烧状态会急剧恶化而最终导致失火。在图22(b)的例子中，可认为若变得比A/F＝12.0小(浓)，则燃烧状态会恶化。

本发明的发明人调查了热产生率斜率b/a这样对应于空燃比的变化而变化的情形。将该实验的结果在图23的图表中示出。在该图23中，空燃比按照“○”“×”“+”“△”“□”的顺序增大，例如，“○”为A/F＝12.5，“×”为A/F＝13.5，“+”为A/F＝14.6，“△”为A/F＝15.5，“□”为A/F＝16.5。

如图23所示，若将基于空燃比的修正系数Q_all/n_air与热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak相乘，则即使空燃比不同，该修正后的燃料密度(ρ_fuel@dQpeak×Q_all/n_air)与热产生率斜率b/a之间的关系也能够表示为大致一条直线。即，空燃比对于热产生率斜率b/a的影响能够通过如上述那样乘以修正系数Q_all/n_air而良好地反映。

修正系数Q_all/n_air是将总热产生量Q_all除以气缸内的空气量n_air[mol]而得到的值，由于总热产生量Q_all表示为缸内燃料量n_fuel[mol]×燃烧效率k，因此Q_all/n_air＝缸内燃料量n_fuel×燃烧效率k/缸内空气量n_air＝k/AF，是基于空燃比的值。

将该基于空燃比的修正系数Q_all/n_air与上述式(13)的右边相乘，得到反映了空燃比的影响的以下的式(17)。需要说明的是，关于变量Q_all、n_air，也可以作为指数函数Q_all ^ζ、n_air ^ζ而进行与实验结果的校准。而且，可以取代这样乘以基于空燃比的修正系数，而利用通过实验制作的修正映射来反映空燃比的影响。

$\frac{b}{a}=C_4\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×\frac{Q_{all}}{n_{air}}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(17\right)$

需要说明的是，在所述的式(17)中，若表示为ρ_fuel@dQpeak＝缸内燃料量n_fuel/V_@dQpeak，则得到以下的式(18)。并且，在该式(18)中，若表示为n_fuel/n_air＝1/AF，则得到以下的式(19)。

$\frac{b}{a}=C_4\×\frac{n_{fuel}}{V_{@dQpeak}}\×\frac{Q_{all}}{n_{air}}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(18\right)$

$\frac{b}{a}=C_4\×\frac{Q_{all}}{V_{@dQpeak}}\×\frac{1}{AF}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(19\right)$

接下来，在图24中示出EGR率的变化对热产生率波形的影响。该图24与图11同样，一边以使热产生率最大正时dQpeakA相互一致的方式调整点火正时SA，一边将通过EGR率的变化而得到的热产生率波形重叠显示，例如，图中的EGR0为0％，EGR1为20％。

如该图24所示，热产生率斜率b/a受到了EGR率的影响，EGR率越大，则热产生率斜率b/a越小。即，EGR率越大，则燃烧速度越下降。作为热产生率斜率b/a这样受到EGR率的影响的主要原因，可认为是对于燃料与氧的反应(燃烧)没有帮助的EGR气体的分子会干扰火焰面的传播。

将对热产生率斜率b/a这样对应于EGR率的变化而变化的情形进行调查而得到的实验的结果在图25中示出。在该图25中，EGR率按照“○”“×”“+”“△”“□”的顺序增大，例如，“○”为EGR率ek_egr＝0％，“×”为ek_egr＝10％，“+”为ek_egr＝15％，“△”为ek_egr＝20％，“□”为ek_egr＝25％。

在该图25中，将基于EGR率的修正系数(100-ek_egr)/100与热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak相乘来进行修正，即使EGR率不同，该修正后的燃料密度(ρ_fuel@dQpeak×(100-ek_egr)/100与热产生率斜率b/a之间的关系也能够大致表示为一条直线。即，EGR率对热产生率斜率b/a的影响能够通过如上述那样乘以修正系数(100-ek_egr)/100而良好地反映。

由此，将基于EGR率的修正系数(100-ek_egr)/100与上述的式(13)的右边相乘，得到反映了EGR率的影响的以下的式(20)。需要说明的是，在该式(20)中，也可以将ek_egr作为指数函数ek_egr ^ξ而进行与实验结果的校准。而且，也可以取代这样乘以基于EGR率的修正系数(100-ek_egr)/100而利用通过实验制作的修正映射来反映EGR率的影响。

$\frac{b}{a}=C_4\×{\mathrm{\ρ}}_{fuel@dQpeak}\×\frac{100-{\mathrm{ek}}_{egr}}{100}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(20\right)$

若将以上说明的基于空燃比及EGR率的热产生率斜率b/a的修正进行汇总，则根据所述式(19)及式(20)得到以下的式(21)。

$\frac{b}{a}=C_4\×\frac{Q_{all}}{V_{@dQpeak}}\×\frac{1}{AF}\×\frac{100-{\mathrm{ek}}_{egr}}{100}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(21\right)$

在该式(21)中，也可以将基于空燃比的修正系数Q_all/n_air和基于EGR率的修正系数(100-ek_egr)/100进行汇总而如以下的式(22)那样表示。

$\frac{b}{a}=C_5\×\frac{Q_{all}}{V_{@dQpeak}}\×\frac{1}{G/F}\×{V_{@dQpeak}}^{\mathrm{\κ}}\×{\mathrm{Ne}}^{\mathrm{\ϵ}}...\left(22\right)$

G是将气缸内的空气量n_air[mol]与EGR气体量n_EGR[mol]相加而得到的值，F是缸内燃料量n_fuel[mol]，因此G/F＝(n_air+n_EGR)/n_fuel。该修正系数G/F表示剩余的空气中的氮及氧和EGR气体干扰火焰面的传播的影响。

如以上说明那样，通过基本上基于热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak计算热产生率斜率b/a，并根据需要而进行基于燃烧效率、发动机转速、热产生率最大时缸内体积、空燃比、EGR率等的修正，能够良好地反映它们的影响，能够以更高的精度推定热产生率斜率b/a。

-热产生量推定部-

如前所述，热产生量推定部5是推定在燃烧期间的整个期间产生的热产生量(总热产生量Q_all)的部分。

以下，说明该热产生量推定部的总热产生量Q_all的推定动作。

首先，前半燃烧期间a的热产生量Q1通过以下的式(23)计算。

$Q_1=\frac{1}{2}\×\frac{b}{a}\×a^2...\left(23\right)$

另一方面，如上所述，总热产生量Q_all能够表示为缸内燃料量×k(燃烧效率)(该式子相当于热产生量推定模型)，燃烧效率k在例如预热运转期间那样油水温低的情况下下降，并且也根据负荷率和/或发动机转速等的变化而变化。因此，在本实施方式中，利用各种发动机的实验结果的数据库而预先决定与油水温、负荷率及发动机转速相关联地决定燃烧效率k的值的映射。然后，使用该燃烧效率k的值，根据缸内燃料量计算总热产生量Q_all。

如参照图2所述那样，为了制作热产生率波形，需要求出热产生率最大正时dQpeakA的热产生率b及后半燃烧期间c。该后半燃烧期间c的热产生量Q2通过以下的式(24)计算。

Q₂＝Q_all-Q₁…(24)

并且，热产生率最大正时dQpeakA的热产生率b通过以下的式(25)求出，而且，后半燃烧期间c通过以下的式(26)求出。

$b=\frac{b}{a}\×a...\left(25\right)$

$c=2\×\frac{Q_2}{b}...\left(26\right)$

如以上所述，在热产生率波形计算装置1中，进行使用了着火延迟推定模型的着火延迟推定部2中的着火延迟期间τ的推定、使用了前半燃烧期间推定模型的前半燃烧期间推定部3中的前半燃烧期间a的推定、使用了热产生率斜率推定模型的热产生率斜率推定部4中的热产生率斜率b/a的推定、使用了热产生量推定模型的热产生量推定部5中的热产生量Q_all的推定，并且计算最大热产生率b及后半燃烧期间c。然后，使用这些计算值，制作如图2那样对热产生率波形进行近似的三角波形，将该三角波形作为热产生率波形而输出。利用该输出的热产生率波形，进行发动机设计时的系统的研讨、控制的研讨、适配值的研讨。

如以上说明那样，在本实施方式中，在制作与发动机的热产生率波形近似的三角波形时，使用前半燃烧期间a作为其特性值之一。并且，将该前半燃烧期间a作为不依赖于发动机的负荷率、EGR率、空燃比及油水温中的任何一方的值，基于热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak和发动机转速Ne来计算。因此，前半燃烧期间a的决定所花费的工时能够大幅减少。

另外，在本实施方式中，使用从着火正时至热产生率最大正时dQpeakA为止的热产生率斜率b/a同样作为热产生率波形(三角波形)的特性值之一，根据热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak来计算该热产生率斜率b/a。因此，与基于发动机的负荷率及点火正时的双方来计算相比，能够减少热产生率斜率b/a的决定所花费的工时。

并且，通过使用该前半燃烧期间a和热产生率斜率b/a的计算值来制作热产生率波形(三角波形)，与现有技术(例如，利用韦别函数，针对各种运转条件确定多个参数的技术)相比，能够在保证足够的精度的同时，大幅减少工时。由此，能够利用该热产生率波形(三角波形)高效地进行发动机设计时的各种研讨等，能够削减开发成本。

另外，由于如上述那样根据热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak及发动机转速Ne来计算前半燃烧期间a，根据热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak来计算热产生率斜率b/a，从而制作热产生率波形，因此该热产生率波形成为了按照气缸内的燃烧状态下的物理现象而制作的波形。在这一点上，与仅为了校准波形形状而利用了对形状参数等各种参数进行数学校准这样的韦别函数的热产生率波形的制作手法相比，通过本实施方式的热产生率波形计算装置1算出的热产生率波形能够得到高可靠性。

此外，在本实施方式中，即使不制作热产生率波形的整体，也能够如上述那样根据热产生率最大时缸内体积V_@dQpeak和发动机转速Ne而计算前半燃烧期间a，而且，能够根据热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak计算热产生率斜率b/a。因此，能够针对混合气着火后的初始的燃烧速度(热产生率斜率)和/或前半燃烧期间a在确保所需的精度的同时，比以往简易地进行推定、评价。

另外，如前所述，在本实施方式中推定的前半燃烧期间a和热产生率斜率b/a作为相互独立(不存在从属关系)的值的推定。因此，前半燃烧期间a被推定为在热产生率斜率b/a包含推定误差的情况下不受该误差的影响的值，热产生率斜率b/a被推定为在前半燃烧期间a包含推定误差的情况下不受该误差的影响的值。其结果是，能够确保这些值的推定精度较高。

-其他的实施方式-

以上说明的实施方式说明了将本发明应用于以机动车用的汽油发动机为对象的计算热产生率波形的热产生率波形计算装置的情况。本发明并不局限于此，对于机动车用以外的火花点火发动机也能够应用。而且，也没有特别限定为汽油发动机，例如对于燃气发动机也能够应用。

另外，在所述的实施方式中说明的热产生率波形计算装置中实施的热产生率波形计算方法也是本发明的技术思想的范畴。

在所述的实施方式中，例如如式(4)那样，基于热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak计算热产生率斜率b/a。本发明并不局限于此，也可以基于预先设定的规定正时(例如热产生率达到最大热产生率的规定比例的正时)的燃料密度来计算热产生率斜率b/a。这种情况下，根据预先设定的规定的热产生率，分别基于实验等来推定所述式(4)的各系数。

即，例如，在从着火正时FA到热产生率最大正时dQpeakA之间热产生率增加的期间(热产生率增加期间)中，也可以基于热产生率达到了最大热产生率的80％(可以适当设定)的正时的燃料密度来计算热产生率斜率b/a。但是，由于热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak与热产生率斜率b/a的相关性最高，因此作为所述“达到预先设定的规定的热产生率的正时”，优选是热产生率最大时。

另外，在所述的实施方式中，虽然基于燃烧效率、发动机转速、热产生率最大时缸内体积、空燃比、EGR率等对基本上基于热产生率最大时燃料密度ρ_fuel@dQpeak算出的热产生率斜率b/a进行修正，但是这些修正都是根据需要进行即可，也可以完全不进行修正。

此外，所述的实施方式中的混合气的着火延迟期间τ和前半燃烧期间a等的计算的方法也只不过是一例，不限定于此。例如，着火延迟期间τ和前半燃烧期间a等也可以通过实验、模拟来决定。

另外，所述的实施方式的热产生率波形计算装置1输出三角波形。本发明并不局限于此，也可以对制作的三角波形进行规定的滤波处理来制作热产生率波形，并将其输出。

产业上的可利用性

根据本发明，能够减少火花点火式的内燃机中的热产生率波形的制作所花费的工时，能够削减成本，因此能够应用于例如机动车用的内燃机。

标号说明

1…热产生率波形计算装置

a…前半燃烧期间(从着火正时到热产生率最大正时为止的期间)

b…最大热产生率(热产生率最大正时的热产生率)

b/a…热产生率斜率

a+c…燃烧期间(从混合气的着火至燃烧结束为止的曲轴角度期间)

dQpeakA…热产生率最大正时

V_@dQpeak…热产生率最大时缸内体积

ρ_fuel@dQpeak…热产生率最大时燃料密度

k…基于燃烧效率的修正系数

Ne^ε…基于发动机转速的修正系数

V_@dQpeak ^η…基于热产生率最大时缸内体积的修正系数

Q_all/n_air…基于空燃比的修正系数

(100-ek_egr)/100…基于EGR率的修正系数

Claims (11)

1.一种内燃机的热产生率波形计算装置，是用于计算火花点火式的内燃机的热产生率波形的装置，其特征在于，构成为，

将在混合气着火后热产生率增加的热产生率增加期间中的该热产生率相对于曲轴角度变化的增加率规定为作为所述热产生率波形的特性值之一的热产生率斜率，

基于在所述热产生率增加期间中预先设定的规定正时的气缸内的燃料密度来推定所述热产生率斜率，使用该推定出的热产生率斜率来算出热产生率波形。

2.根据权利要求1所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

将从混合气的着火正时到热产生率成为最大的热产生率最大正时为止的期间中的热产生率的平均增加率设为所述热产生率斜率，将该热产生率斜率作为所述热产生率最大正时的燃料密度的一次函数而算出。

3.根据权利要求1或2所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

将所述热产生率斜率乘以基于燃烧效率的修正系数而算出。

4.根据权利要求1～3中任一项所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

将所述热产生率斜率乘以基于发动机转速的修正系数而算出。

5.根据权利要求1～4中任一项所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

将所述热产生率斜率乘以基于热产生率最大正时的缸内体积的修正系数而算出。

6.根据权利要求1～5中任一项所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

将所述热产生率斜率乘以基于空燃比的修正系数而算出。

7.根据权利要求1～6中任一项所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

将所述热产生率斜率乘以基于EGR率的修正系数而算出。

8.根据权利要求1～7中任一项所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

通过以从混合气的着火到燃烧结束为止的曲轴角度期间为底边且以热产生率最大正时的热产生率为顶点的三角波形来对热产生率波形进行近似，

在所述三角波形中，将表示从着火正时到热产生率最大正时为止的热产生率的斜边的斜率规定为所述热产生率斜率。

9.根据权利要求8所述的内燃机的热产生率波形计算装置，其中，构成为，

认为所述三角波形的从着火正时到热产生率最大正时为止的期间不依赖于发动机负荷率、空燃比、EGR率及油水温中的任何一方，来制作所述三角波形。

10.一种内燃机的热产生率波形计算方法，是用于计算火花点火式的内燃机的热产生率波形的方法，其特征在于，

将在混合气着火后热产生率增加的热产生率增加期间中的该热产生率相对于曲轴角度变化的增加率规定为作为所述热产生率波形的特性值之一的热产生率斜率，

基于在所述热产生率增加期间中预先设定的规定正时的气缸内的燃料密度来推定所述热产生率斜率，使用该推定出的热产生率斜率来算出热产生率波形。

11.根据权利要求10所述的内燃机的热产生率波形计算方法，其中，

将从混合气的着火正时到热产生率成为最大的热产生率最大正时为止的期间中的热产生率的平均增加率设为所述热产生率斜率，将该热产生率斜率作为所述热产生率最大正时的燃料密度的一次函数而算出。