JP2005090398A - 内燃機関の混合気状態量推定方法、及び混合気温度推定方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 噴射された燃料（燃料蒸気）と同燃料と混ざり合う筒内ガスの一部分とから構成される混合気温度を精度良く推定する内燃機関の混合気温度推定装置（方法）の提供。
【解決手段】 本装置は、噴射された質量mfの燃料蒸気の先頭部と混ざり合う筒内ガスの一部分である混合気形成筒内ガスの質量ma（質量比ma/mf）を所定の実験式に基づいて計算し、質量mfの燃料蒸気の熱量と質量maの同混合気形成筒内ガスの熱量とに基づいて外部との熱交換がないとの仮定のもとで混合気先頭部の断熱混合気温度Tmixを計算する。そして、混合気先頭部がその周辺に存在する周辺筒内ガスから主として外表面Ａを介して受ける熱伝達を考慮して、混合気先頭部の最終混合気温度Tmixfin（即ち、混合気の温度）を、前記断熱混合気温度Tmix、周辺筒内ガス温度Ta、所定の熱交換係数Kex（０＜Kex＜１）を利用した、Tmixfin＝Tmix・(1-Kex)＋Ta・Kexなる式から推定する。
【選択図】 図３

Description

本発明は、内燃機関の筒内に噴射された燃料と同筒内に吸入されている筒内ガスとが混ざり合って形成される混合気の温度等の状態量を推定する内燃機関の混合気状態量推定方法に関する。

火花点火式内燃機関、ディーゼル機関等の内燃機関から排出されるＮＯｘ等のエミッションの量は、着火後の火炎温度（燃焼温度）に強い相関を有している。従って、ＮＯｘ等のエミッションの排出量を低減するためには火炎温度を所定温度に制御することが有効である。一般に、この火炎温度は検出され得ないから、火炎温度を所定温度に制御するためには同火炎温度を推定する必要がある。一方、火炎温度は、着火前の筒内温度（以下、単に「筒内温度」と云うこともある。）により変化する。よって、火炎温度を推定するためには筒内温度を推定することが効果的である。

また、特に、圧縮による自己着火により混合気が燃焼を開始するディーゼル機関においては、機関の運転状態に応じて着火時期を適切に制御する必要がある。この着火時期は着火前の筒内温度に大きく依存する。従って、着火時期を適切に制御するためにも筒内温度を推定する必要がある。

このような観点に基づき、下記特許文献１に記載のディーゼル機関の燃料噴射装置は、機関の運転状態に応じて目標着火時期を設定し、機関冷却水温、吸気温度、吸気圧力等のような筒内温度に影響を与える各種運転状態量に基づいて目標着火時期における筒内温度を推定する。そして、この装置は、前記推定された筒内温度が所定温度になるように燃料噴射形態（例えば、噴射時期、噴射圧力等）を制御することで着火時期を目標着火時期に一致させるようになっている。
特開２００１−２５４６４５号公報

ところで、上記火炎温度、及び（自己着火による）着火時期は、厳密には、筒内に存在する燃料（燃料蒸気）と同筒内に存在する筒内ガス（即ち、新気、ＥＧＲガス等）とが混ざり合って形成される混合気そのものの着火前の温度（以下、単に「混合気の温度」と云うこともある。）により変化する。

また、特に、筒内に燃料が直接噴射される形式の内燃機関においては、噴射された燃料が筒内に吸入されている上記筒内ガスの全体と均一に混ざり合う前に着火される。換言すれば、着火時点（直前）における混合気は噴射された燃料（燃料蒸気）と筒内ガスの一部分とから構成される。従って、着火時点においては、混合気が占める部分と、燃料と混ざり合わずに同混合気の周辺に存在する筒内ガス（以下、「周辺筒内ガス」と云うこともある。）が占める部分とが筒内に存在し、この混合気が占める部分の温度（従って、混合気の温度）は周辺筒内ガスの温度とは当然に異なるから、筒内温度の分布は均一になっていない。

しかしながら、上記従来の装置において推定される筒内温度の値は、燃料（燃料蒸気）が筒内ガスの全体と均一に混ざり合って混合気は筒内全体に均一に存在するとの仮定のもとで求められる値である。従って、前記推定される筒内温度は混合気そのものの温度とは異なり、この結果、着火時期を目標着火時期に精度良く一致させることができないという問題がある。以上のことから、噴射された燃料（燃料蒸気）と同燃料と混ざり合う筒内ガスの一部分とから構成される混合気の温度（状態量）を精度良く推定することが望まれている。

本発明は、かかる課題に対処するためになされたものであって、その目的は、噴射された燃料（燃料蒸気）と同燃料と混ざり合う筒内ガスの一部分とから構成される混合気の温度等の状態量を精度良く推定することができる内燃機関の混合気状態量推定方法等を提供することにある。

本発明による内燃機関の混合気状態量推定方法は、内燃機関の筒内に噴射された燃料と、同筒内に吸入されている筒内ガスの一部分であって同燃料と混ざり合う部分、とから構成される混合気の状態量を、同燃料の状態量と同筒内ガスの状態量とを利用して推定する方法である。

これによれば、着火前における筒内空間が、混合気が占める部分と上記周辺筒内ガスが占める部分とに分けて取り扱われ、混合気が占める部分の温度等の状態量（従って、混合気そのものの温度等の状態量）が噴射された燃料（燃料蒸気）の温度等、及び筒内ガスの温度等を利用して精度良く推定され得る。従って、例えば、本発明により推定された混合気の温度が所定時期に所定温度（目標温度）になるように燃料噴射形態（例えば、噴射時期、噴射圧力等）を制御するように構成すれば、例えば、火炎温度、及び（自己着火による）着火時期等を目標値に精度良く一致させることができ、この結果、最適な燃焼状態を得ることでＮＯｘ等のエミッションの排出量を一層低減することができる。

より具体的には、本発明による混合気温度推定方法は、内燃機関の筒内に噴射された燃料の熱量と、同筒内に吸入されている筒内ガスの一部分であって同燃料と混ざり合って混合気を形成する部分（以下、「混合気形成筒内ガス」と云うこともある。）の熱量と、同燃料と混ざり合わずに同混合気の周辺に存在する同筒内ガスの他の部分（即ち、周辺筒内ガス）から同混合気へ熱が伝達されること、を利用して同混合気の温度を推定する方法である。

筒内に噴射された燃料と前記混合気形成筒内ガスとから構成される混合気の温度は同混合気が有する熱量に依存し、同混合気が有する熱量は同噴射された燃料が有する熱量と同混合気形成筒内ガスが有する熱量とに依存する。更には、燃料が噴射された後に混合気が形成されていく過程において、混合気は、同混合気よりも温度が高い周辺筒内ガスからの熱伝達を受ける。従って、上記のように構成すれば、混合気の温度がより一層精度良く推定され得る。

この場合、更に具体的には、前記噴射された燃料の熱量と前記混合気形成筒内ガスの熱量とに基づいて、同燃料と同混合気形成筒内ガスが混ざり合う過程において外部（即ち、周辺筒内ガス等）との熱交換がないとの仮定のもとで断熱混合気温度を先ず算出し、次いで、同算出した断熱混合気温度と同筒内ガス（周辺筒内ガス）の温度とを利用して混合気が同周辺筒内ガスから受ける熱伝達分を求め、この断熱混合気温度と同熱伝達分とから同混合気の温度を推定することが好適である。これによれば、簡易な計算により混合気の温度を精度良く推定することができる。

上記何れかの本発明による混合気温度推定方法においては、燃料が噴射された時点以降、混合気の（インジェクタ先端からの）到達距離を逐次求め、同混合気が燃焼室内壁面に衝突した後においては、同混合気から燃焼室壁へ熱が伝達されることを更に利用して同混合気の温度を推定することが好適である。

一般に、燃焼室内壁面の温度は混合気の温度よりも低い。従って、混合気が燃焼室内壁面に衝突した後においては同混合気から燃焼室壁への熱伝達が発生し、これにより同混合気の温度が低下する。従って、上記のように構成すれば、混合気が燃焼室内壁面に衝突した後においても同混合気の温度を精度良く推定することでき、この結果、混合気が燃焼室内壁面に衝突した後に混合気が着火する場合においても、例えば、燃料噴射形態を適正に制御することができる。

また、上記何れかの本発明による混合気温度推定方法を具体的に実施するための本発明による内燃機関の混合気温度取得装置は、筒内に噴射された燃料と、前記混合気形成筒内ガスと、から構成される混合気の温度を取得する混合気温度取得手段を備える。ここにおいて、前記混合気温度取得手段は、計算により混合気の温度を推定する手段であっても、センサ等により物理的に計測（検出）する手段であってもよい。

更には、本発明による内燃機関の制御装置は、前記混合気温度取得手段により取得された混合気の温度に応じて内燃機関を制御するための機関制御パラメータを変更する制御手段を備える。ここにおいて、機関制御パラメータは、例えば、燃料噴射時期、燃料噴射圧力、燃料噴射量（燃料噴射時間）、ＥＧＲ弁の開度、スロットル弁の開度等であって、これらに限定されない。

これによっても、例えば、前記混合気温度取得手段により精度良く取得された混合気の温度に応じて燃料噴射形態（例えば、噴射時期、噴射圧力等）を変更することで、例えば、火炎温度、及び（自己着火による）着火時期等を目標値に精度良く一致させることができ、この結果、最適な燃焼状態を得ることでＮＯｘ等のエミッションの排出量を一層低減することができる。

以下、本発明による内燃機関の混合気温度推定方法を実施する混合気温度取得装置を含む内燃機関（ディーゼル機関）の制御装置の実施形態の一つについて図面を参照しつつ説明する。

図１は、本発明による内燃機関の制御装置を４気筒内燃機関（ディーゼル機関）１０に適用したシステム全体の概略構成を示している。このシステムは、燃料供給系統を含むエンジン本体２０、エンジン本体２０の各気筒の燃焼室（筒内）にガスを導入するための吸気系統３０、エンジン本体２０からの排ガスを放出するための排気系統４０、排気還流を行うためのＥＧＲ装置５０、及び電気制御装置６０を含んでいる。

エンジン本体２０の各気筒の上部には燃料噴射弁（噴射弁、インジェクタ）２１が配設されている。各燃料噴射弁２１は、図示しない燃料タンクと接続された燃料噴射用ポンプ２２に燃料配管２３を介して接続されている。燃料噴射用ポンプ２２は、電気制御装置６０と電気的に接続されていて、同電気制御装置６０からの駆動信号（後述する指令最終燃料噴射圧力Pcrfinに応じた指令信号）により燃料の実際の噴射圧力（吐出圧力）が同指令最終燃料噴射圧力Pcrfinになるように同燃料を昇圧するようになっている。

これにより、燃料噴射弁２１には、燃料噴射用ポンプ２２から前記指令最終燃料噴射圧力Pcrfinまで昇圧された燃料が供給されるようになっている。また、燃料噴射弁２１は、電気制御装置６０と電気的に接続されていて、同電気制御装置６０からの駆動信号（指令燃料噴射量qfinに応じた指令信号）により所定時間だけ開弁し、これにより各気筒の燃焼室内に前記指令最終燃料噴射圧力Pcrfinにまで昇圧された燃料を前記指令燃料噴射量qfinだけ直接噴射するようになっている。

吸気系統３０は、エンジン本体２０の各気筒の燃焼室にそれぞれ接続された吸気マニホールド３１、吸気マニホールド３１の上流側集合部に接続され同吸気マニホールド３１とともに吸気通路を構成する吸気管３２、吸気管３２内に回動可能に保持されたスロットル弁３３、電気制御装置６０からの駆動信号に応答してスロットル弁３３を回転駆動するスロットル弁アクチュエータ３３ａ、スロットル弁３３の上流において吸気管３２に順に介装されたインタクーラー３４と過給機３５のコンプレッサ３５ａ、及び吸気管３２の先端部に配設されたエアクリーナ３６とを含んでいる。

排気系統４０は、エンジン本体２０の各気筒にそれぞれ接続された排気マニホールド４１、排気マニホールド４１の下流側集合部に接続された排気管４２、排気管４２に配設された過給機３５のタービン３５ｂ、及び排気管４２に介装されたディーゼルパティキュレートフィルタ（以下、「ＤＰＮＲ」と称呼する。）４３を含んでいる。排気マニホールド４１及び排気管４２は排気通路を構成している。

ＤＰＮＲ４３は、コージライト等の多孔質材料から形成されたフィルタ４３ａを備え、通過する排気ガス中のパティキュレートを細孔表面にて捕集するフィルタである。ＤＰＮＲ４３は、担体としてのアルミナに、カリウムＫ，ナトリウムＮａ，リチウムＬｉ，セシウムＣｓのようなアルカリ金属、バリウムＢａ，カルシウムＣａのようなアルカリ土類金属、及びランタンＬａ、イットリウムＹのような希土類金属から選ばれた少なくとも一つを白金とともに担持し、ＮＯｘを吸収した後に同吸収したＮＯｘを放出して還元する吸蔵還元型ＮＯｘ触媒としても機能するようになっている。

ＥＧＲ装置５０は、排気ガスを還流させる通路（ＥＧＲ通路）を構成する排気還流管５１と、排気還流管５１に介装されたＥＧＲ制御弁５２と、ＥＧＲクーラー５３とを備えている。排気還流管５１はタービン３５ｂの上流側排気通路（排気マニホールド４１）とスロットル弁３３の下流側吸気通路（吸気マニホールド３１）を連通している。ＥＧＲ制御弁５２は電気制御装置６０からの駆動信号に応答し、再循環される排気ガス量（排気還流量、ＥＧＲガス流量）を変更し得るようになっている。

電気制御装置６０は、互いにバスで接続されたＣＰＵ６１、ＣＰＵ６１が実行するプログラム、テーブル（ルックアップテーブル、マップ）、及び定数等を予め記憶したＲＯＭ６２、ＣＰＵ６１が必要に応じてデータを一時的に格納するＲＡＭ６３、電源が投入された状態でデータを格納するとともに同格納したデータを電源が遮断されている間も保持するバックアップＲＡＭ６４、並びにＡＤコンバータを含むインターフェース６５等からなるマイクロコンピュータである。

インターフェース６５は、空気流量（新気流量）計測手段であって吸気管３２に配置された熱線式エアフローメータ７１、スロットル弁３３の下流であって排気還流管５１が接続された部位よりも下流の吸気通路に設けられた吸気温センサ７２、スロットル弁３３の下流であって排気還流管５１が接続された部位よりも下流の吸気通路に配設された吸気管圧力センサ７３、クランクポジションセンサ７４、アクセル開度センサ７５、燃料噴射用ポンプ２２の吐出口の近傍の燃料配管２３に配設された燃料温度センサ７６、及び、出力トルクセンサ７７と接続されていて、これらのセンサからの信号をＣＰＵ６１に供給するようになっている。また、インターフェース６５は、燃料噴射弁２１、燃料噴射用ポンプ２２、スロットル弁アクチュエータ３３ａ、及びＥＧＲ制御弁５２と接続されていて、ＣＰＵ６１の指示に応じてこれらに駆動信号を送出するようになっている。

熱線式エアフローメータ７１は、吸気通路内を通過する吸入空気の質量流量（単位時間当りの吸入空気量、単位時間あたりの新気量）を計測し、同質量流量Ga（空気流量Ga）を表す信号を発生するようになっている。吸気温センサ７２は、エンジン１０のシリンダ（即ち、燃焼室、筒内）に吸入されるガスの温度（即ち、吸気温度）を検出し、同吸気温度Tbを表す信号を発生するようになっている。吸気管圧力センサ７３は、エンジン１０のシリンダに吸入されるガスの圧力（即ち、吸気管圧力）を検出し、同吸気管圧力Pbを表す信号を発生するようになっている。

クランクポジションセンサ７４は、各気筒の絶対クランク角度を検出し、クランク角度CAを表すとともにエンジン１０の回転速度であるエンジン回転速度NEをも表す信号を発生するようになっている。アクセル開度センサ７５は、アクセルペダルＡＰの操作量を検出し、アクセル操作量Accpを表す信号を発生するようになっている。燃料温度センサ７６は、燃料配管２３を通過する燃料の温度を検出し、燃料温度Tcrを表す信号を発生するようになっている。出力トルクセンサ７７は、エンジン１０のクランクシャフトの出力トルクを検出し、出力トルクTを表す信号を発生するようになっている。

（混合気温度の推定方法の概要）
次に、上記のように構成された内燃機関の制御装置（以下、「本装置」と云うこともある。）による混合気温度の推定方法について説明する。図２は、或る一つの気筒のシリンダ内(筒内)に吸気マニホールド３１からガスが吸入され、筒内に吸入されたガスが排気マニホールド４１へ排出される様子を模式的に示した図である。

図２に示したように、筒内に吸入されるガス（従って、筒内ガス）には、吸気管３２の先端部からスロットル弁３３を介して吸入された新気と、排気還流管５１からＥＧＲ制御弁５２を介して吸入されたＥＧＲガスが含まれる。吸入される新気量（質量）と吸入されるＥＧＲガス量（質量）の和に対するＥＧＲガス量の割合（即ち、ＥＧＲ率）は、運転状態に応じて電気制御装置６０（ＣＰＵ６１）により適宜制御されるスロットル弁３３の開度、及びＥＧＲ制御弁５２の開度に応じて変化する。

かかる新気、及びＥＧＲガスは、吸気行程において開弁している吸気弁Vinを介してピストンの下降に伴って筒内に吸入されて筒内ガスとなる。筒内ガスは、ピストンが下死点に達した時点で吸気弁Vinが閉弁することにより筒内に密閉され、その後の圧縮行程においてピストンの上昇に伴って圧縮される。そして、ピストンが上死点近傍に達っすると（具体的には、後述する最終燃料噴射時期finjfinが到来すると）、本装置は、前記指令燃料噴射量qfinに応じた所定時間だけ燃料噴射弁２１を開弁することで燃料を筒内に直接噴射する。この結果、噴射された（液体の）燃料は、圧縮により高温になっている筒内ガスから受ける熱により直ちに燃料蒸気になるとともに、時間の経過に伴って同筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって筒内において円錐状に拡散していく。

図３は、このように筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって円錐状に拡散していく燃料蒸気の様子を模式的に示した図である。いま、前記所定時間だけ継続して噴射される燃料のうちの先頭部における質量mfの燃料（燃料蒸気）について考える。この質量mfの燃料蒸気は、燃料噴射開始時点（即ち、噴射後経過時間ｔ＝０）において噴射された後、噴霧角θ（図３を参照）をもって円錐状に拡散していき、任意の噴射後経過時間ｔにおいては、筒内ガスの一部である質量maの筒内ガス（即ち、前記混合気形成筒内ガス）と混ざり合って質量（mf＋ma）の混合気先頭部（外表面Ａを有する円柱形状部）となるものと仮定する。本装置は、この混合気先頭部の任意の噴射後経過時間ｔにおける温度を推定するものである。以下、先ず、この混合気先頭部の温度の推定に必要となる、任意の噴射後経過時間ｔにおける質量mfの燃料蒸気と混ざり合う混合気形成筒内ガスの質量ma（燃料蒸気の質量mfに対する混合気形成筒内ガスの質量maの割合（質量比））の取得方法について説明する。

<混合気形成筒内ガスの質量maの取得>
噴射後経過時間ｔにおける上記混合気形成筒内ガスの質量maの取得するためには、噴射後経過時間ｔにおける燃料蒸気の質量mfに対する混合気形成筒内ガスの質量maの割合（即ち、質量比ma/mf）を求めればよい。いま、上記混合気先頭部における噴射後経過時間ｔにおける空気過剰率λを下記(1)式に示すように定義する。下記(1)式において、stoichは理論空燃比（例えば、１４．６）である。

λ＝(ma/mf)/stoich ・・・(1)

このように定義される空気過剰率λは、例えば、機械学会論文集 25-156(1959年)，820ページ 「ディーゼル機関の噴霧到達距離に関する研究」 和栗雄太郎，藤井勝，網谷竜夫，恒屋礼次郎 （以下、「非特許文献１」と称呼する。）にて紹介された実験式である下記(2)式、及び下記(3)式に基づいて噴射後経過時間ｔの関数として求めることができる。

上記(3)式において、ｔは上記噴射後経過時間であり、dλ/dtは噴射後経過時間ｔの関数である燃料希釈率である。また、ｃは収縮係数、ｄは燃料噴射弁２１の噴孔径、ρfは（液体の）燃料密度、Ｌは論理希釈ガス量であって、これらの各値は全て定数である。

上記(3)式において、ΔPは有効噴射圧力であって、上記最終燃料噴射圧力Pcrfinから噴射開始時点（即ち、噴射後経過時間ｔ＝０）での筒内ガス圧力Pa0を減じた値である。筒内ガス圧力Pa0は、圧縮行程（及び膨張行程）における筒内ガスの状態がピストンが下死点に達した時点（以下、「ATDC-180°」と称呼する。）で密閉された後に断熱変化するとの仮定のもと、下記(4)式に従って求めることができる。

Pa0＝Pbottom・(Vbottom/Va0)^κ ・・・(4)

上記(4)式において、PbottomはATDC-180°における筒内ガス圧力である。ATDC-180°において筒内ガス圧力は吸気管圧力Pbと略等しいと考えられるから、Pbottomは、ATDC-180°において吸気管圧力センサ７３により検出される吸気管圧力Pbとして取得することができる。VbottomはATDC-180°における筒内容積であり、Va0は噴射後経過時間ｔ＝０におけるクランク角度CAに対応する筒内容積である。筒内容積Vaは機関１０の設計諸元に基づいてクランク角度CAの関数Va(CA)として取得することができるから、Vbottom，Va0も取得することができる。κは筒内ガスの比熱比である。

また、上記(3)式において、θは図３に示した噴霧角である。噴霧角θは、噴射開始時点（即ち、噴射後経過時間ｔ＝０）における筒内ガスの密度ρa0、及び上記有効噴射圧力ΔPに応じて変化すると考えられるから、筒内ガスの密度ρa0、及び有効噴射圧力ΔPと噴霧角θとの関係を予め規定したテーブルMapθに基づいて取得することができる。筒内ガスの密度ρa0は、筒内ガスの全質量Maを、噴射後経過時間ｔ＝０における上記筒内容積Va0で除することで取得することができる。筒内ガスの全質量Maは、ATDC-180°における気体の状態方程式に基づく下記(5)式に従って取得され得る。下記(5)式において、TbottomはATDC-180°における筒内ガス温度である。ATDC-180°において筒内ガス温度は吸気温度Tbと略等しいと考えられるから、Tbottomは、ATDC-180°において吸気温センサ７２により検出される吸気温度Tbとして取得することができる。Raは筒内ガスのガス定数である。

Ma＝Pbottom・Vbottom/(Ra・Tbottom) ・・・(5)

また、上記(3)式において、ρaは噴射後経過時間ｔにおける筒内ガス密度であって、前記筒内ガスの全質量Maを、噴射後経過時間ｔにおける上記筒内容積Va(CA)で除することで、噴射後経過時間ｔの関数として取得することができる。

以上、噴射後経過時間ｔ＝０において有効噴射圧力ΔPと噴霧角θとを先ず求め、以降、噴射後経過時間ｔの値と同噴射後経過時間ｔの関数である筒内ガス密度ρaの値とにより、上記(3)式に従って燃料希釈率dλ/dtを逐次求めていき、逐次求めた燃料希釈率dλ/dtの値を上記(2)式に従って時間で積分していくことで噴射後経過時間ｔにおける空気過剰率λを取得することができる。そして、噴射後経過時間ｔにおける空気過剰率λを取得することができれば、上記(1)式から噴射後経過時間ｔにおける質量比ma/mfを取得することができる。

<断熱混合気温度Tmixの取得>
上述したように、噴射後経過時間ｔにおける質量比ma/mfを取得することができれば、前記混合気先頭部の噴射後経過時間ｔにおける断熱混合気温度Tmixを取得することができる。この断熱混合気温度Tmixは、前記混合気先頭部を構成する質量mfの燃料蒸気と質量maの混合気形成筒内ガスが混ざり合う過程において外部（即ち、前記周辺筒内ガス）との熱交換がないとの仮定のもとで計算される混合気先頭部の温度である。以下、噴射後経過時間ｔにおける断熱混合気温度Tmixの取得方法について説明する。

質量mfの燃料蒸気が有する熱量は、同燃料蒸気の比熱Cf、及び同燃料蒸気の温度Tfを用いて（mf・Cf・Tf）と表すことができる。ここで、燃料蒸気の温度Tfは、液体の燃料が噴射直後に燃料蒸気に変化する際の単位質量当たりの潜熱Qvaporを考慮して、下記(6)式にて表すことができる。下記(6)式において、Tcrは噴射後経過時間ｔ＝０において燃料温度センサ７６により検出される液体の燃料温度である。αcrは燃料が燃料噴射用ポンプ２２の吐出口近傍から燃料噴射弁２１までの燃料配管２３を通過する際の熱損失分を考慮するための補正係数である。なお、本例では、下記(6)式にて取得される質量mfの燃料蒸気の温度Tfは、噴射後経過時間ｔ＝０以降、時間の経過にかかわらず一定であるものとする。

Tf＝αcr・Tcr−Qvapor/Cf ・・・(6)

同様に、質量maの混合気形成筒内ガスが有する熱量は、筒内ガスの比熱Ca、及び同筒内ガスの温度Taを用いて（ma・Ca・Ta）と表すことができる。筒内ガスの温度Ta（即ち、混合気形成筒内ガス、及び周辺筒内ガスの温度）は、圧縮行程（及び膨張行程）における筒内ガスの状態が断熱変化するとの過程のもと、下記(7)式に従って噴射後経過時間ｔの関数として求めることができる。

Ta＝Tbottom・(Vbottom/Va(CA))^κ-1 ・・・(7)

そして、質量maの混合気形成筒内ガスの温度Taが断熱混合気温度Tmixまで低下する際に同混合気形成筒内ガスから放出される熱量は全て、質量mfの燃料蒸気の温度Tfを断熱混合気温度Tmixまで増加させるために同燃料蒸気に吸収される、と考えれば、下記(8)式が成立し、下記(8)式を断熱混合気温度Tmixについて解いて整理すると、下記(9)式が得られる。従って、上記燃料蒸気の温度Tf、噴射後経過時間ｔにおける上記筒内ガスの温度Ta、噴射後経過時間ｔにおける上記質量比ma/mfをそれぞれ上述のごとく取得すれば、下記(9)式により噴射後経過時間ｔにおける混合気先頭部の断熱混合気温度Tmixを取得することができる。

ma・Ca・(Ta−Tmix)＝mf・Cf・(Tmix−Tf) ・・・(8)

Tmix＝(Cf・Tf＋(ma/mf)・Ca・Ta)／(Cf＋(ma/mf)・Ca) ・・・(9)

<周辺筒内ガスからの熱伝達の考慮>
前述のごとく上記断熱混合気温度Tmixは、前記周辺筒内ガスとの熱交換がないとの仮定のもとで計算された混合気先頭部の温度である。しかしながら、実際には、燃料蒸気と混合気形成筒内ガスが混ざり合う過程において、混合気先頭部は、主としてその外表面Ａ（図３を参照）を介して同混合気先頭部よりも温度が高い温度Taの周辺筒内ガスからの熱伝達を受ける。この結果、実際の混合気先頭部の温度（以下、「最終混合気温度Tmixfin」と称呼する。）は、上記断熱混合気温度Tmixよりも上記熱伝達分に相当する温度だけ高い温度となる。

かかる知見に基づき、噴射後経過時間ｔにおける最終混合気温度Tmixfinは、熱交換係数Kex（０＜Kex＜１）を導入するとともに、噴射後経過時間ｔにおける断熱混合気温度Tmixの値と、噴射後経過時間ｔにおける周辺筒内ガスの温度（即ち、筒内ガスの温度Ta）の値と、を利用して下記(10)式に基づいて求めることができる。

Tmixfin＝Tmix・(1-Kex)＋Ta・Kex ・・・(10)

上記(10)式において、熱交換係数Kexの値は、一定値であってもよいし、例えば、エンジン回転速度NEに応じて可変としてもよい。エンジン回転速度NEに応じて可変とする場合、熱交換係数Kexの値は、エンジン回転速度NEが増加するほどより小さくなるように設定されることが好適である。エンジン回転速度NEが増加するほど上記熱伝達が行われ得る時間が短くなって同熱伝達量が減少し、最終混合気温度Tmixfinが断熱混合気温度Tmixに近づくからである。

このようにして、噴射後経過時間ｔにおける混合気先頭部の最終混合気温度Tmixfinを取得することができる。本装置は、燃料が噴射される気筒（以下、「燃料噴射気筒」と称呼する。）に燃料が噴射される毎に、燃料噴射開始時点（従って、噴射後経過時間ｔ＝０）以降、噴射後経過時間ｔの関数である混合気先頭部の最終混合気温度Tmixfinを上記方法に従って逐次求めていく（推定していく）。

図４は、ATDC0°にて燃料が噴射開始された場合（従って、ATDC0°が噴射後経過時間ｔ＝０に対応する場合）において本装置が計算した周辺筒内ガス温度Ta、混合気先頭部の断熱混合気温度Tmix、及び混合気先頭部の最終混合気温度Tmixfinの時間的変化の一例を示した図である。図４に示したように、断熱混合気温度Tmix（従って、最終混合気温度Tmixfin）は、燃料噴射開始時点以降、時間の経過に従って徐々に周辺筒内ガス温度Taに近づいていく。

これは、以下の理由に基づく。即ち、上記(3)式から取得される燃料希釈率dλ/dtの値は常に正の値となることから上記(2)式から取得される空気過剰率λの値は噴射後経過時間ｔの増大に従って増加していく。そうすると、上記(1)式から理解できるように、質量比(ma/mf)の値が噴射後経過時間ｔの増大に従って増加していく。この結果、上記(9)式から理解できるように、断熱混合気温度Tmixは、噴射後経過時間ｔの増大に従って周辺筒内ガス温度Taに近づいていく。このことは、噴射後の燃料蒸気（の先頭部）が円錐状に拡散していくことに伴って混合気先頭部において燃料蒸気と混ざり合う筒内ガス（従って、混合気形成筒内ガス）の量が増大していくことに対応している。

<混合気先頭部が燃焼室内壁面に衝突した後の処置>
図５に示したように、筒内（燃焼室内）を移動する混合気先頭部は、噴射開始時点以降、所定時間が経過すると（図５において、噴射後経過時間ｔ＝twになると）、燃焼室内壁面（即ち、シリンダ内壁面、或いは、ピストンの上面）に衝突する。一般に、燃焼室内壁面の温度Twallは混合気先頭部の温度（即ち、最終混合気温度Tmixfin）よりも低い。従って、混合気先頭部が燃焼室内壁面に衝突した後においては同混合気先頭部から燃焼室壁への熱伝達が発生し、この結果、混合気先頭部の温度は上記(10)式から取得される最終混合気温度Tmixfinよりも上記熱伝達分に相当する温度だけ低い温度となる。

ここで、噴射開始時点以降における混合気先頭部の燃料噴射弁２１の噴孔からの到達距離（以下、「混合気到達距離X」と称呼する。図５を参照。）は、例えば、上記非特許文献１にて紹介された実験式である下記(11)式、及び下記(12)式に基づいて噴射後経過時間ｔの関数として求めることができる。下記(12)式において、dX/dtは噴射後経過時間ｔの関数である混合気移動速度である。なお、下記(12)式の右辺に示される各種値は、上記(3)式の右辺に示されるものと同一である。

即ち、噴射後経過時間ｔの値と同噴射後経過時間ｔの関数である筒内ガス密度ρaの値とにより、上記(12)式に従って混合気移動速度dX/dtを逐次求めていき、逐次求めた混合気移動速度dX/dtの値を上記(11)式に従って時間で積分していくことで噴射後経過時間ｔにおける混合気到達距離Xを取得することができる。

また、燃料噴射弁２１の噴孔から燃焼室内壁面までの距離（以下、「燃焼室内壁面距離Xwall」と称呼する。図５を参照。）は、燃料噴射開始時期（具体的には、後述する最終燃料噴射時期finjfin）、及びクランク角度CA（従って、同噴射後経過時間ｔ）に応じて変化し得るから、これらの関数として求めることができる。

更には、混合気先頭部から燃焼室壁への単位質量当たりの熱伝達量（壁面熱伝達量Qwall）は、上記最終混合気温度Tmixfinの値と燃焼室内壁面温度Twallの値を利用して、下記(13)式にて表すことができる。下記(13)式において、関数gは、例えば、最終混合気温度Tmixfinの値と燃焼室内壁面温度Twallの値の偏差(Tmixfin-Twall)が大きいほどより大きい値を採る関数である。また、Kexwallは熱交換係数であり、一定値であってもよいし、例えば、エンジン回転速度NE、及び／又は燃料噴射圧力に応じて可変としてもよい。

Qwall＝g(Tmixfin-Twall)・Kexwall ・・・(13)

従って、上記(13)式により壁面熱伝達量Qwallを取得できれば、上記熱伝達による混合気先頭部の温度低下量は、混合気の比熱Cmixを利用して、（Qwall／Cmix）として求めることができる。

そこで、本装置は、噴射開始時点以降、混合気到達距離X、及び燃焼室内壁面距離Xwallを上述した方法により逐次求めていき、「混合気到達距離X ≧ 燃焼室内壁面距離Xwall」の条件が成立した時点で混合気先頭部が燃焼室内壁面に衝突したと判定し、この時点以降、上記(10)式に従って取得された最終混合気温度Tmixfinを下記(14)式に従って補正する。

Tmixfin＝Tmixfin−Qwall/Cmix ・・・(14)

図６は、図４に示した場合と同一の条件で燃料が噴射開始され、且つ、噴射後経過時間ｔ＝twに相当するクランク角度CAがATDC4°近傍となる時点で混合気先頭部が燃焼室内壁面に衝突する場合において、本装置が計算した周辺筒内ガス温度Ta、及び混合気先頭部の最終混合気温度Tmixfinの時間的変化の一例を示した図である。図６に示したように、噴射後経過時間ｔ＝tw以降、最終混合気温度Tmixfinは、一定値である上記（Qwall／Cmix）に相当する分だけ低く計算されていく。以上が、混合気温度の推定方法の概要である。

（燃料噴射制御の概要）
本装置は、目標着火時期を所定時期（ATDCθref、例えば、ATDC10°）に設定し、混合気（先頭部）の着火時期を目標着火時期ATDCθrefに一致させるため、クランク角度CAがATDCθrefとなる時点において取得された最終混合気温度Tmixfin（以下、「制御用最終混合気温度Tmixfinc」と称呼する。）が所定の目標混合気温度Tmixrefになるように、燃料噴射開始時期、及び燃料噴射圧力をフィードバック制御する。

具体的には、前回の燃料噴射気筒について取得された上記制御用最終混合気温度Tmixfincの値が前記目標混合気温度Tmixrefよりも高いとき、今回の燃料噴射気筒についての燃料噴射開始時期を基本燃料噴射時期よりも所定量だけ遅らせ、且つ、燃料噴射圧力を基本燃料噴射圧力よりも所定量だけ低くする。これにより、今回の燃料噴射気筒についての目標着火時期ATDCθrefにおける実際の混合気温度が低くなるように制御され、この結果、今回の燃料噴射気筒の実際の着火時期が前記目標着火時期ATDCθrefに一致せしめられる。

一方、前回の燃料噴射気筒についての上記制御用最終混合気温度Tmixfincの値が前記目標混合気温度Tmixrefよりも低いとき、今回の燃料噴射気筒についての燃料噴射開始時期を基本燃料噴射時期よりも所定量だけ早め、且つ、燃料噴射圧力を基本燃料噴射圧力よりも所定量だけ高くする。これにより、今回の燃料噴射気筒についての目標着火時期ATDCθrefにおける実際の混合気温度が高くなるように制御され、この結果、今回の燃料噴射気筒の実際の着火時期が前記目標着火時期ATDCθrefに一致せしめられる。以上が、燃料噴射制御の概要である。

（実際の作動）
次に、上記のように構成された内燃機関の制御装置の実際の作動について説明する。
<燃料噴射量等の制御>
ＣＰＵ６１は、図７にフローチャートにより示した燃料噴射量、燃料噴射時期、及び燃料噴射圧力を制御するためのルーチンを所定時間の経過毎に繰り返し実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ６１はステップ７００から処理を開始し、ステップ７０５に進んでアクセル開度Accp、エンジン回転速度NE、及び図８に示したテーブル（マップ）Mapqfinから指令燃料噴射量qfinを求める。テーブルMapqfinは、アクセル開度Accp及びエンジン回転速度NEと指令燃料噴射量qfinとの関係を規定するテーブルであり、ＲＯＭ６２内に格納されている。

次いで、ＣＰＵ６１はステップ７１０に進み、指令燃料噴射量qfin、エンジン回転速度NE、及び図９に示したテーブルMapfinjbaseから基本燃料噴射時期finjbaseを決定する。テーブルMapfinjbaseは、指令燃料噴射量qfin及びエンジン回転速度NEと基本燃料噴射時期finjbaseとの関係を規定するテーブルであり、ＲＯＭ６２内に格納されている。

その後、ＣＰＵ６１はステップ７１５に進んで、指令燃料噴射量qfin、エンジン回転速度NE、及び図１０に示したテーブルMapPcrbaseから基本燃料噴射圧力Pcrbaseを決定する。テーブルMapPcrbaseは、指令燃料噴射量qfin及びエンジン回転速度NEと基本燃料噴射圧力Pcrbaseとの関係を規定するテーブルであり、ＲＯＭ６２内に格納されている。

次に、ＣＰＵ６１はステップ７２０に進み、前記目標混合気温度Tmixrefから後述するルーチンにより求められている最新の（従って、前回の燃料噴射気筒についての）制御用最終混合気温度Tmixfincを減じた値を混合気温度偏差ΔTmixとして格納する。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ７２５に進んで、噴射時期補正値Δθを、前記混合気温度偏差ΔTmixと図１１に示したテーブルMapΔθとから決定する。テーブルMapΔθは、混合気温度偏差ΔTmixと噴射時期補正値Δθとの関係を規定するテーブルであり、ＲＯＭ６２内に格納されている。

その後、ＣＰＵ６１はステップ７３０に進んで、噴射圧力補正値ΔPcrを、前記混合気温度偏差ΔTmixと図１２に示したテーブルMapΔPcrとから決定する。テーブルMapΔPcrは、混合気温度偏差ΔTmixと噴射圧力補正値ΔPcrとの関係を規定するテーブルであり、ＲＯＭ６２内に格納されている。

次いで、ＣＰＵ６１はステップ７３５に進み、基本噴射時期finjbaseを噴射時期補正値Δθで補正して最終燃料噴射時期finjfinを決定する。これにより、混合気温度偏差ΔTmixに応じて噴射時期が補正されることになる。この場合、図１１から明らかなように、混合気温度偏差ΔTmixが正の大きい値になるほど噴射時期補正値Δθが正の大きな値となって最終燃料噴射時期finjfinが進角側となり、同混合気温度偏差ΔTmixが負の大きい値（絶対値が大きい値）になるほど噴射時期補正値Δθは負の大きな値となって最終燃料噴射時期finjfinが遅角側に移行される。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ７４０に進み、基本燃料噴射圧力Pcrbaseを噴射圧力補正値ΔPcrで補正して指令最終燃料噴射圧力Pcrfinを決定する。これにより、混合気温度偏差ΔTmixに応じて噴射圧力が補正されることになる。この場合、図１２から明らかなように、混合気温度偏差ΔTmixが正の大きい値になるほど噴射圧力補正値ΔPcrが正の大きな値となって指令最終燃料噴射圧力Pcrfinが高圧側となり、同混合気温度偏差ΔTmixが負の大きい値（絶対値が大きい値）になるほど噴射圧力補正値ΔPcrは負の大きな値となって指令最終燃料噴射圧力Pcrfinが低圧側に移行される。この結果、燃料噴射用ポンプ２２の吐出圧力が制御されることで、燃料噴射弁２１には前記決定された指令最終燃料噴射圧力Pcrfinまで昇圧された燃料が供給される。

そして、ＣＰＵ６１は、続くステップ７４５にて現時点のクランク角度CAが上記決定された最終燃料噴射時期finjfinに相当する角度と一致しているか否かを判定し、一致している場合はステップ７５０に進んで、上記決定された指令燃料噴射量qfinの燃料を燃料噴射気筒についての燃料噴射弁２１から上記決定された指令最終燃料噴射圧力Pcrfinをもって噴射し、続くステップ７５５にて同最終燃料噴射時期finjfinを制御用燃料噴射時期finjcとして格納するとともに同指令最終燃料噴射圧力Pcrfinを制御用燃料噴射圧力Pcrcとして格納した後、ステップ７９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。また、ステップ７４５にて「Ｎｏ」と判定される場合、直接ステップ７９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。以上により、燃料噴射量、燃料噴射時期、及び燃料噴射圧力の制御が達成される。

<噴射開始時における各種物理量の計算>
次に、燃料噴射開始時における各種物理量の計算についての作動について説明する。ＣＰＵ６１は、図１３にフローチャートにより示したルーチンを所定時間の経過毎に繰り返し実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ６１はステップ１３００から処理を開始し、ステップ１３０５に進んで、現時点のクランク角度CAがATDC-180°と一致しているか否か（即ち、燃料噴射気筒のピストンが圧縮行程の下死点に位置しているか否か）を判定する。

いま、燃料噴射気筒のピストンが圧縮行程の下死点に到達する前の状態にあるものとして説明を続けると、ＣＰＵ６１はステップ１３０５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１３１５に進み、現時点のクランク角度CAが先のステップ７５５にて設定された制御用燃料噴射時期finjcに相当する角度と一致しているか否か（即ち、現時点が燃料噴射気筒の燃料噴射開始時であるか否か）を判定する。

現時点では、ピストンが圧縮行程の下死点に到達する前の状態にあって燃料噴射開始時が到来していないから、ＣＰＵ６１はステップ１３１５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１３９５に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。以降、ＣＰＵ６１は、燃料噴射気筒のピストンが圧縮行程の下死点に到達するまでの間、ステップ１３００、１３０５、１３１５、１３９５の処理を繰り返し実行する。

次に、この状態から、燃料噴射気筒のピストンが圧縮行程の下死点に到達したものとすると、ＣＰＵ６１はステップ１３０５に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１３１０に進み、現時点において吸気温センサ７２により検出されている吸気温度Tbの値、及び、吸気管圧力センサ７３により検出されている吸気管圧力Pbの値をそれぞれ、下死点時筒内ガス温度Tbottom、及び、下死点時筒内ガス圧力Pbottomとして格納した後、続くステップ１３１５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１３９５に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。以降、ＣＰＵ６１は、燃料噴射開始時が到来するまでの間、ステップ１３００、１３０５、１３１５、１３９５の処理を繰り返し実行する。

そして、所定時間が経過して燃料噴射開始時が到来したものとすると、ＣＰＵ６１はステップ１３１５に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１３２０以降に進み、燃料噴射開始時における各種物理量の計算を行うための処理を開始する。ＣＰＵ６１はステップ１３２０に進むと、上記(5)式に従って筒内ガスの全質量Maを求める。このとき、Tbottom，Pbottomとしては、ステップ１３１０にて設定された値が使用される。

次いで、ＣＰＵ６１はステップ１３２５に進んで、前記筒内ガスの全質量Maと、現時点での筒内容積Va(CA)と、ステップ１３２５内に記載の式とに基づいて燃料噴射開始時における筒内ガス密度ρa0を求める。なお、現時点のクランク角度CAは前記制御用燃料噴射時期finjcに相当する角度と一致しているから、現時点での筒内容積Va(CA)は燃料噴射開始時における前記筒内容積Va0となる。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ１３３０に進み、上記(4)式に相当するステップ１３３０内に記載の式に従って燃料噴射開始時における筒内ガス圧力Pa0を求め、続くステップ１３３５にて、先のステップ７５５にて設定した制御用燃料噴射圧力Pcrcから前記筒内ガス圧力Pa0を減じた値を有効噴射圧力ΔPとして設定する。

次に、ＣＰＵ６１はステップ１３４０に進んで、上記(6)式に従って燃料蒸気温度Tfを求める。燃料温度Tcrとしては、現時点にて燃料温度センサ７６により検出されている値が使用される。続いて、ＣＰＵ６１はステップ１３４５に進み、前記筒内ガス密度ρa0の値と、前記有効噴射圧力ΔPの値と、前記テーブルMapθとに基づいて噴霧角θを決定する。

そして、ＣＰＵ６１はステップ１３５０に進んで噴射後経過時間ｔを「０」に初期化し、続くステップ１３５５にて燃焼室内壁面到達フラグＷＡＬＬを「０」に設定した後、ステップ１３９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。ここで、燃焼室内壁面到達フラグＷＡＬＬは、その値が「１」のとき前記混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達していることを示し、その値が「０」のとき同混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達していないことを示す。以降、次回の燃料噴射気筒についてのクランク角度CAがATDC-180°に一致するまでの間（即ち、次回の燃料噴射気筒のピストンが圧縮行程の下死点に達するまでの間）、ＣＰＵ６１は、ステップ１３００、１３０５、１３１５、１３９５の処理を繰り返し実行する。以上により、燃料噴射開始時における各種物理量が計算される。

<混合気温度の計算>
一方、ＣＰＵ６１は、混合気温度の計算を行うための図１４、及び図１５にフローチャートにより示した一連のルーチンを所定時間の経過毎に繰り返し実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ６１はステップ１４００から処理を開始し、ステップ１４０２に進んで、現時点のクランク角度CAが、前記制御用燃料噴射時期finjcに相当する角度から前記目標着火時期ATDCθrefの間にあるか否かを判定し、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１４９５に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。

いま、燃料噴射開始時が到来していて、現時点のクランク角度CAが前記制御用燃料噴射時期finjcに相当する角度と一致しているものとすると（従って、先の図１３のステップ１３２０〜１３５５の処理が実行された直後であるものとすると）、ＣＰＵ６１はステップ１４０２にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４０４に進み、噴射後経過時間ｔが「０」以外であるか否かを判定する。

現時点は、先のステップ１３５０の処理が実行された直後であって噴射後経過時間ｔが「０」となっているから、ＣＰＵ６１はステップ１４０４にて「Ｎｏ」と判定してステップ１４０６に進んで空気過剰率λの値、及び混合気到達距離Xの値を共に「０」に初期化し、続くステップ１４０８にて、先の図１３のステップ１３４０にて計算されている燃料蒸気温度Tfそのものを最終混合気温度Tmixfinとして設定する。そして、ＣＰＵ６１は図１５のステップ１４３８に直ちに進んで、その時点での噴射後経過時間ｔの値（現時点では「０」である。）にΔｔを加えた値を新たな噴射後経過時間ｔとして設定した後、ステップ１４９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。ここで、Δｔは本ルーチンの演算周期である。

これにより、現時点における噴射後経過時間ｔが「０」以外となるから、以降、ＣＰＵ６１は本ルーチンを繰り返し実行する際においてステップ１４０４に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４１０に進む。ＣＰＵ６１はステップ１４１０に進むと、先の図１３のステップ１３２０にて求めた筒内ガスの全質量Maと、現時点での筒内容積Va(CA)と、ステップ１４１０内に記載の式とに基づいて現時点での筒内ガス密度ρaを求める。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ１４１２に進んで前記筒内ガス密度ρaの値と、現時点における噴射後経過時間ｔの値と、上記(3)式とに基づいて燃料希釈率dλ/dtを求め、続くステップ１４１４にて上記(2)式に従って燃料希釈率dλ/dtを時間で積分することで現時点での空気過剰率λを求める。上記(3)式における有効噴射圧力ΔP、及び噴霧角θとしては、図１３のステップ１３３５、及びステップ１３４５にて計算されている値がそれぞれ使用される。

次いで、ＣＰＵ６１はステップ１４１６に進んで、前記空気過剰率λの値と、上記(1)式に基づくステップ１４１６内に記載の式に従って前記質量比(ma/mf)を求め、続くステップ１４１８にて、現時点での筒内容積Va(CA)と、上記(7)式とに基づいて現時点での筒内ガス温度Taを求めるとともに、続くステップ１４２０にて、前記質量比(ma/mf)の値と、前記筒内ガス温度Taの値と、図１３のステップ１３４０にて求められている燃料蒸気温度Tfの値と、上記(9)式とに基づいて断熱混合気温度Tmixを求める。

次に、ＣＰＵ６１はステップ１４２２に進んで、クランクポジションセンサ７４の出力に基づいて得られるエンジン回転速度NEの値と、ステップ１４２２内に記載のテーブルとに基づいて熱交換係数Kexを求め、続くステップ１４２４にて、前記熱交換係数Kexの値と、前記断熱混合気温度Tmixの値と、前記筒内ガス温度Taの値と、上記(10)式とに基づいて現時点での最終混合気温度Tmixfinを求める。

続いて、ＣＰＵ６１は図１５のステップ１４２６に進んで燃焼室内壁面到達フラグＷＡＬＬの値が「０」となっているか否かを判定する。現時点では、先のステップ１３５５の処理により燃焼室内壁面到達フラグＷＡＬＬの値が「０」となっているから、ＣＰＵ６１はステップ１４２６にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４２８に進み、先の図７のステップ７５５にて設定されている制御用燃料噴射時期finjc、クランクポジションセンサ７４により検出される現時点でのクランク角度CA、及びこれらの値を引数として前記燃焼室内壁面距離Xwallを決定する関数ｆとに基づいて同燃焼室内壁面距離Xwallを求める。

次いで、ＣＰＵ６１はステップ１４３０に進んで、ステップ１４１０にて求めた筒内ガス密度ρaの値と、現時点における噴射後経過時間ｔの値と、上記(12)式とに基づいて混合気移動速度dX/dtを求め、続くステップ１４３２にて上記(11)式に従って混合気移動速度dX/dtを時間で積分することで現時点での混合気到達距離Xを求める。上記(12)式における有効噴射圧力ΔP、及び噴霧角θとしては、図１３のステップ１３３５、及びステップ１３４５にて計算されている値がそれぞれ使用される。

次に、ＣＰＵ６１はステップ１４３４に進み、前記混合気到達距離Xが前記燃焼室内壁面距離Xwall以上となっているか否か（即ち、前記混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達しているか否か）を判定する。いま、前記混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達しておらず、且つ、クランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達していないものとして説明を続けると、ＣＰＵ６１はステップ１４３４にて「Ｎｏ」と判定してステップ１４３６に直ちに進み、クランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに一致しているか否かを判定する。

現時点では、クランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達していないから、ＣＰＵ６１はステップ１４３６にて「Ｎｏ」と判定してステップ１４３８に進み、噴射後経過時間ｔの値を再びΔｔだけ増大した後、ステップ１４９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。以降、前記混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達せず、且つ、クランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達しない限りにおいて、ＣＰＵ６１は、ステップ１４００〜１４０４、１４１０〜１４３４、１４３６、１４３８の処理を繰り返し実行し、これにより、ステップ１４２４にて逐次、最終混合気温度Tmixfinを更新していく。

次に、この状態から、前記混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達する前にクランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達した場合について説明すると、この場合、ＣＰＵ６１はステップ１４３６に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４４０に進み、現時点にてステップ１４２４にて計算されている最終混合気温度Tmixfinの値を前記制御用最終混合気温度Tmixfincとして設定した後、ステップ１４３８、１４９５へと進んで本ルーチンを一旦終了する。以降、ＣＰＵ６１はステップ１４０２に進んだとき「Ｎｏ」と判定して直ちにステップ１４９５に進んで本ルーチンを一旦終了するようになる。

このステップ１４４０にて設定された制御用最終混合気温度Tmixfincの値は、次回の燃料噴射気筒について実行される図７のルーチンのステップ７２０の処理にて使用されることになる。これにより、次回の燃料噴射気筒内の混合気が着火する時期が前記目標着火時期ATDCθrefに一致するように燃料噴射時期等がフィードバック制御される。

一方、前述した「前記混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達しておらず、且つ、クランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達していない状態」から、クランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達する前に前記混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達した場合について説明する。この場合、ＣＰＵ６１はステップ１４３４に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４４２以降の処理を実行する。

ＣＰＵ６１はステップ１４４２に進むと、現時点でのエンジン回転速度NEと、出力トルクセンサ７７により得られる現時点での出力トルクTと、ステップ１４４２内に記載のテーブルMapTwallとに基づいて燃焼室内壁面温度Twallを求める。次いで、ＣＰＵ６１はステップ１４４４に進んで、エンジン回転速度NEと、先の図７のステップ７５５にて設定されている制御用燃料噴射圧力Pcrcと、ステップ１４４４内に記載のテーブルMapKexwallとに基づいて熱交換係数Kexwallを求める。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ１４４６に進んで、図１４のステップ１４２４にて計算されている最終混合気温度Tmixfinと、ステップ１４４２にて求めた燃焼室内壁面温度Twallと、前記熱交換係数Kexwallと、上記(13)式とに基づいて壁面熱伝達量Qwallを求める。

そして、ＣＰＵ６１はステップ１４４８に進み、図１４のステップ１４２４にて計算されている最終混合気温度Tmixfinと、前記壁面熱伝達量Qwallと、上記(14)式とに基づいて新たな最終混合気温度Tmixfinを求め（ステップ１４２４にて計算されている最終混合気温度Tmixfinを補正し）、続くステップ１４５０にて燃焼室内壁面到達フラグＷＡＬＬの値を「１」に設定した後、続くステップ１４３６にて「Ｎｏ」と判定してステップ１４３８、１４９５へと進んで本ルーチンを一旦終了する。

以降、燃焼室内壁面到達フラグＷＡＬＬの値が「１」になっているから、ＣＰＵ６１は、ステップ１４００〜１４０４、１４１０〜１４２４に進んだ後、ステップ１４２６にて「Ｎｏ」と判定してステップ１４５２に進み、先のステップ１４４８と同様、ステップ１４２４にて逐次求められている最終混合気温度Tmixfinをステップ１４４６にて求められた壁面熱伝達量Qwallに相当する温度低下量だけ補正するようになる。

以降、クランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達しない限りにおいて、ＣＰＵ６１はステップ１４００〜１４０４、１４１０〜１４２６、１４５２、１４３６、１４３８、１４９５の処理を繰り返し実行する。

そして、所定時間が経過してクランク角度CAが前記目標着火時期ATDCθrefに到達したものとすると、ＣＰＵ６１はステップ１４３６に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１４４０に進み、現時点にてステップ１４５２にて補正されている最終混合気温度Tmixfinの値を前記制御用最終混合気温度Tmixfincとして設定する。そして、これ以降、ＣＰＵ６１はステップ１４０２に進んだとき「Ｎｏ」と判定して直ちにステップ１４９５に進んで本ルーチンを一旦終了するようになる。この場合における制御用最終混合気温度Tmixfincの値も、次回の燃料噴射気筒について実行される図７のルーチンのステップ７２０の処理にて使用されることになる。

以上のようにして、混合気の温度（具体的には、混合気先頭部の最終混合気温度Tmixfin）が逐次求められ、前記目標着火時期ATDCθrefにおける同最終混合気温度Tmixfinの値に基づいて機関の燃料噴射時期、及び燃料噴射圧力がフィードバック制御される。

以上、説明したように、本発明による内燃機関の制御装置の実施形態によれば、筒内ガスが、噴射された燃料蒸気と混ざり合う部分である混合気形成筒内ガスと、形成された混合気の周辺に存在する周辺筒内ガスとに分けて取り扱われ、噴射された燃料蒸気の熱量と同混合気形成筒内ガスの熱量とに基づいて計算される断熱混合気温度Tmixと、周辺筒内ガス温度Taとを利用して同混合気の温度が推定される。従って、混合気が同混合気よりも温度が高い周辺筒内ガスから受ける熱伝達をも考慮されて混合気の温度が推定されるから、同温度が精度良く推定された。

なお、本発明は上記実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。例えば、上記実施形態では、噴射開始時期から前記目標着火時期ATDCθrefまでの間、混合気温度（最終混合気温度Tmixfin）を逐次求めているが、前記目標着火時期ATDCθrefにおける混合気温度のみを求めるように構成してもよい。

また、上記実施形態においては、混合気（先頭部）が燃焼室内壁面に衝突した後において、断熱混合気温度Tmixと周辺筒内ガス温度Taとから最終混合気温度Tmixfinを求めた後、同最終混合気温度Tmixfinを燃焼室壁への熱伝達分だけ補正するように構成されているが、断熱混合気温度Tmixを求めた後、同断熱混合気温度Tmixを燃焼室壁への熱伝達分だけ補正し、同補正した後の断熱混合気温度Tmixと周辺筒内ガス温度Taとから最終混合気温度Tmixfinを求めるように構成してもよい。

また、上記実施形態においては、断熱混合気温度Tmixと、周辺筒内ガス温度Taと、熱交換係数Kexとから上記(10)式に従って最終混合気温度Tmixfinが推定されている（図１４のステップ１４２４を参照）が、周辺筒内ガス温度Taと断熱混合気温度Tmixとの偏差に基づいて周辺筒内ガスから混合気への熱伝達量を求め、同断熱混合気温度Tmixを同熱伝達量分だけ補正することで最終混合気温度Tmixfinを求めるように構成してもよい。

本発明の実施形態に係る内燃機関の制御装置を４気筒内燃機関（ディーゼル機関）に適用したシステム全体の概略構成図である。 或る一つの気筒のシリンダ内(筒内)に吸気マニホールドからガスが吸入され、筒内に吸入されたガスが排気マニホールドへ排出される様子を模式的に示した図である。 筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって円錐状に拡散していく燃料蒸気の様子を模式的に示した図である。 本制御装置が計算した周辺筒内ガス温度、混合気先頭部の断熱混合気温度、及び混合気先頭部の最終混合気温度の時間的変化の一例を示した図である。 筒内（燃焼室内）を移動する混合気先頭部が燃焼室内壁面に衝突する直前の様子を示した図である。 燃料噴射開始後に混合気先頭部が燃焼室内壁面に衝突することを考慮して本制御装置が計算した周辺筒内ガス温度、及び混合気先頭部の最終混合気温度の時間的変化の一例を示した図である。 図１に示したＣＰＵが実行する燃料噴射量等を制御するためのルーチンを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが図７に示したルーチンを実行する際に参照する指令燃料噴射量を決定するためのテーブルである。 図１に示したＣＰＵが図７に示したルーチンを実行する際に参照する基本燃料噴射時期を決定するためのテーブルである。 図１に示したＣＰＵが図７に示したルーチンを実行する際に参照する基本燃料噴射圧力を決定するためのテーブルである。 図１に示したＣＰＵが図７に示したルーチンを実行する際に参照する噴射時期補正値を決定するためのテーブルである。 図１に示したＣＰＵが図７に示したルーチンを実行する際に参照する噴射圧力補正値を決定するためのテーブルである。 図１に示したＣＰＵが実行する噴射開始時における各種物理量の計算を行うためのルーチンを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する混合気温度の計算を行うためのルーチンの前半部を示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する混合気温度の計算を行うためのルーチンの後半部を示したフローチャートである。

符号の説明

２１…燃料噴射弁、２２…燃料噴射用ポンプ、６０…電気制御装置、６１…ＣＰＵ、７２…吸気温センサ、７３…吸気管圧力センサ、７４…クランクポジションセンサ、７６…燃料温度センサ、７７…出力トルクセンサ

Claims (6)

1. 内燃機関の筒内に噴射された燃料と、同筒内に吸入されている筒内ガスの一部分であって同燃料と混ざり合う部分、とから構成される混合気の状態量を、同燃料の状態量と同筒内ガスの状態量とを利用して推定する内燃機関の混合気状態量推定方法。
2. 内燃機関の筒内に噴射された燃料の熱量と、同筒内に吸入されている筒内ガスの一部分であって同燃料と混ざり合って混合気を形成する部分の熱量と、同燃料と混ざり合わずに同混合気の周辺に存在する同筒内ガスの他の部分から同混合気へ熱が伝達されること、を利用して同混合気の温度を推定する内燃機関の混合気温度推定方法。
3. 内燃機関の筒内に噴射された燃料の熱量と、同筒内に吸入されている筒内ガスの一部分であって同燃料と混ざり合って混合気を形成する部分の熱量とに基づいて、同燃料と同筒内ガスの一部分が混ざり合う過程において外部との熱交換がないとの仮定のもとで断熱混合気温度を算出し、同算出した断熱混合気温度と同筒内ガスの温度とを利用して同混合気の温度を推定する内燃機関の混合気温度推定方法。
4. 請求項２又は請求項３に記載の内燃機関の混合気温度推定方法において、
   前記混合気が燃焼室内壁面に衝突した後においては、同混合気から燃焼室壁へ熱が伝達されることを更に利用して同混合気の温度を推定する内燃機関の混合気温度推定方法。
5. 内燃機関の筒内に噴射された燃料と、同筒内に吸入されている筒内ガスの一部分であって同燃料と混ざり合う部分、とから構成される混合気の温度を取得する混合気温度取得手段を備えた内燃機関の混合気温度取得装置。
6. 請求項５に記載の内燃機関の混合気温度取得装置における前記混合気温度取得手段により取得された前記混合気の温度に応じて前記内燃機関を制御するための機関制御パラメータを変更する制御手段を備えた内燃機関の制御装置。
   

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