JP2005226461A - 内燃機関の混合気温度推定方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 混合気が燃焼室の側壁近傍に滞留すると考えられる場合においても、同混合気の温度を精度良く推定することができる混合気温度推定方法を提供すること。
【解決手段】 この方法では、混合気先頭部が燃焼室内壁面（キャビティ２４ｄの側面２４ｂ）に到達するまでは、燃料と混ざり合わずに混合気の周辺に存在する筒内ガスとの熱交換がないとの仮定に基づいた所定の式に従って混合気温度Tmixが逐次計算されていく。そして、混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達した後は、混合気全体が側面２４ｂへの衝突により運動量を失って同側面２４ｂの近傍にて環状に滞留するとの仮定のもと、同混合気と、同混合気の周囲に存在していて同混合気と接触している筒内ガス及びキャビティ２４ｄの壁（側面２４ｄ、及び底面２４ｃ）と、の間で発生する熱伝達量Qgas，及びQwallを考慮して、上記所定の式に従って計算される混合気温度Tmixが逐次補正されていく。
【選択図】 図５

Description

本発明は、内燃機関の燃焼室内に噴射された燃料が同燃焼室内に吸入されている筒内ガスと混ざり合うことで形成される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、着火前の混合気温度（以下、単に「混合気温度」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混合気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混合気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混合気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混合気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混合気温度を推定する。そして、この装置は、前記推定された混合気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、燃焼室内に噴射された燃料が同燃焼室内に吸入されている筒内ガスと混ざり合うことで形成されていく混合気は、機関の運転状態によっては、同混合気が燃焼室の内壁面に到達した後に着火することも多い。このような場合、混合気は、燃焼室の内壁面に到達した後、少なくとも着火までの間、燃焼室の（内壁面が略円筒状を呈した）側壁の近傍にて略環状に滞留すると考える（仮定する）ことができる。そうすると、混合気が滞留している間において同混合気の温度は、同混合気と同混合気の周囲に存在する燃焼室壁等との間で行われる熱伝達の影響を受け得る。

しかしながら、上記従来の装置において推定される混合気温度の値は、上述した熱伝達の影響を考慮することなく求められる値である。従って、前記推定される混合気温度に誤差が生じ、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。

本発明は、かかる問題に対処するためになされたものであって、その目的は、混合気が燃焼室の側壁近傍に滞留すると考えられる場合においても、同混合気の温度を精度良く推定することができる内燃機関の混合気温度推定方法を提供することにある。

本発明による内燃機関の混合気温度推定方法は、内燃機関の燃焼室内に（直接）噴射された燃料が同燃焼室内に吸入されている筒内ガスと混ざり合うことで形成される混合気の温度を推定する方法であって、前記混合気は前記燃焼室の（内壁面が略円筒状を呈した）側壁の近傍にて略環状に滞留するとともに同混合気が滞留している間において同混合気と同混合気の周囲に存在するものとの間で熱伝達が行われると仮定すること、を利用して同混合気の温度を推定する方法である。

ここにおいて、「混合気」は、着火前の混合気のみならず、着火前の混合気の燃焼により形成されたガス（以下、「着火後の混合気」と称呼する。）をも含む（即ち、「混合気」は、着火前後を問わず燃焼に係わるガスを意味する）。また、燃焼室の側壁とは、例えば、シリンダの側壁、或いは、ピストンの頂面に同ピストンの軸心を軸心とする円柱状の凹部（以下、「キャビティ」と称呼する。）が形成されている場合には同キャビティの側壁等であって、これらに限定されない。

これによれば、混合気が燃焼室の側壁近傍にて略環状に滞留すると考えられる場合において、混合気が滞留している間において同混合気と同混合気の周囲に存在するものとの間で行われる熱伝達の影響を考慮することで同混合気の温度を精度良く推定することができる。ここで、「混合気が燃焼室の側壁近傍にて略環状に滞留すると考えられる場合（期間）」としては、例えば、混合気が燃焼室の内壁面に到達した後に着火する場合における同混合気についての内壁面への到達から着火までの期間、或いは、着火後の混合気についての着火後、燃焼室外への排出までの期間、等が挙げられる。

この場合、前記混合気の滞留は、混合気（具体的には、混合気の先頭部）が前記燃焼室の内壁面に到達した時点以降に発生すると仮定して同混合気の温度が推定されることが好適である。これによると、例えば、所定の実験式等に従って燃焼室内における混合気先頭部の位置を燃料の噴射開始時点からの経過時間の関数として求め、混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達したと判定されるまでは上記熱伝達の影響を考慮することなく混合気温度を推定し、混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達したと判定された後は、混合気が滞留することにより発生する同熱伝達の影響を考慮して混合気温度を推定することができる。従って、混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達する前後に渡って混合気の温度を精度良く推定することができる。

混合気が前記燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している間において同混合気の周囲に存在するもの（従って、混合気と熱伝達を行う対象）としては、同混合気と接触している前記燃焼室の壁と、同混合気と接触している前記筒内ガスと、を考慮することが好ましい。混合気が燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留する場合、混合気は、同燃焼室側壁を含む同燃焼室の壁（例えば、側壁、底壁等）と、筒内ガスとにより取り巻かれることになる。換言すれば、混合気は、上記燃焼室の壁と、筒内ガスとにそれぞれ接触し、この結果、同混合気とこれらの各々との間で熱伝達がそれぞれ発生し得る。

従って、上記のように、混合気と、同混合気と接触している前記燃焼室の壁、及び同混合気と接触している前記筒内ガスと、の間で熱伝達がそれぞれ行われると仮定することを利用して同混合気の温度を推定すると、混合気が燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している間において同混合気の温度に影響を与え得る熱伝達の総てが考慮されて同混合気温度が推定され得るから、より正確に混合気温度を推定することができる。

この場合、前記混合気と前記燃焼室の壁との間の熱伝達量の算出、並びに同混合気と前記筒内ガスとの間の熱伝達量の算出は、同混合気と同燃焼室の壁との間の接触面積及び熱伝達率、並びに同混合気と同筒内ガスとの間の接触面積及び熱伝達率、を利用してそれぞれ行われることが好適である。

一般に、互いに接触している２つのものの間での熱伝達量は、所定の熱伝達率、接触面積、及び同２つのものの温度差と、に基づいて算出され得る。従って、これによれば、混合気が燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している間において同混合気の温度に影響を与え得る熱伝達の量が簡易且つ、正確に算出され得る。

上記のように、前記混合気と前記燃焼室の壁との間の熱伝達量の算出、及び同混合気と前記筒内ガスとの間の熱伝達量の算出において、前記混合気と同燃焼室の壁との間の熱伝達率、及び同混合気と同筒内ガスとの間の熱伝達率がそれぞれ使用される場合、同混合気と同燃焼室の壁との間の熱伝達率、及び同混合気と同筒内ガスとの間の熱伝達率は、前記筒内ガスの圧力に応じてそれぞれ変更されることが好適である。

一般に、気体と同気体と接触している対象との間の熱伝達率は、同気体の圧力が高くなるほど同気体の分子運動が活発化することに起因して大きくなる傾向がある。従って、燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している混合気と同混合気と接触している対象との間の熱伝達率は、混合気の圧力（従って、筒内ガスの圧力）が高くなるほど大きくなる傾向がある。

よって、上記のように、混合気と燃焼室の壁との間の熱伝達率、及び同混合気と筒内ガスとの間の熱伝達率を、同筒内ガスの圧力に応じてそれぞれ変更するようにすると、例えば、同筒内ガスの圧力の増加に応じて上記２つの熱伝達率をそれぞれ大きくすることができ、この結果、混合気が燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している間において同混合気の温度に影響を与え得る熱伝達の量が更に一層正確に算出され得る。

更には、前記混合気と前記燃焼室の壁との間の熱伝達率は、スワールにより発生する同混合気の流速を表す値（例えば、機関回転速度等）に応じて変更されることが好適である。一般に、気体と同気体と接触している対象との間の熱伝達率は、同気体と同接触している対象との間の接触面における相対速度が大きくなるほど大きくなる傾向がある。従って、燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している混合気と同混合気と接触している燃焼室の壁との間の熱伝達率は、スワールにより発生する筒内ガスの周方向の流速（従って、同混合気の周方向の流速）が大きくなるほど大きくなる傾向がある。

よって、上記のように、混合気と燃焼室の壁との間の熱伝達率を、スワールにより発生する前記混合気の周方向の流速（以下、「スワール流速」と称呼する。）を表す値（例えば、機関回転速度等）に応じて変更するようにすると、例えば、同流速を表す値がより大きいスワール流速を示す値になるほど上記混合気と燃焼室の壁との間の熱伝達率を大きくすることができ、この結果、混合気が燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している間において同混合気の温度に影響を与え得る熱伝達の量が更に一層正確に算出され得る。

なお、燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している混合気と筒内ガスとはスワールにより同じ角速度で周方向に回転すると考えられるから、スワールにより発生する両者間の接触面における相対速度は実質的に「０」になる。従って、燃焼室側壁の近傍にて略環状に滞留している混合気と筒内ガスとの間の熱伝達率は、スワール流速の影響を受けない。

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、気筒毎にそれぞれ配置された筒内圧力センサ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。各筒内圧力センサ７７は、燃焼室内のガスの圧力（従って、上記筒内ガスの圧力）を検出し、筒内ガス圧力Paを表す信号を発生するようになっている。この筒内圧力センサ７７は、後述するように着火時点を検出するためにのみ使用される。

（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、燃焼室内)に吸気マニホールド３１からガスが吸入され、燃焼室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、燃焼室は、シリンダヘッドと、円筒状のシリンダ内壁面と、ピストン２４とにより画定されている。ピストン２４の頂面２４ａには、シリンダの軸心と同軸的に、側面２４ｂ、及び底面２４ｃから構成される円柱状の凹部（以下、「キャビティ２４ｄ」と称呼する。）が形成されている。燃料噴射弁２１は、その軸心がシリンダの軸心と一致するようにシリンダヘッドに固定配置されていて、その先端には、噴射される燃料（従って、混合気）が、後述する図４（ａ）に示すように、互いに均等な角度をもって１０方向に向けてシリンダの軸心を中心軸とした仮想円錐状に、且つ、キャビティ２４ｄの側面２４ｂに向けて拡散していくように１０個の噴孔が設けられている。

図２に示したように、燃焼室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燃焼室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燃焼室内に密閉され、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燃焼室内に直接噴射する。この結果、任意の１つの噴孔から噴射された（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燃焼室内において円錐状に拡散していく。

図３は、任意の１つの噴孔からの噴射により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（以下、「混合気形成筒内ガス」と云うこともある。）と混ざり合って質量（mf＋ma）の混合気先頭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（後述する混合気温度Tmix）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。筒内ガスが密閉された時点）以降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。

なお、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、以下のようにして、前記混合気先頭部の混合気温度Tmix(＝Tmix(k))をＣＰＵ６１の演算周期毎に取得することができる。この混合気温度Tmix(k)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、燃料と混ざり合わずに混合気の周辺に存在する筒内ガス（以下、「周辺筒内ガス」と称呼する。））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（混合気温度）である。なお、Tmixの後の添え字(k)は、今回の演算値（今回値）であることを示す。以下、Tmix以外の他の変数についても、添え字(k)は今回値であることを示し、添え字(k-1)は前回の演算値（前回値）であることを示すものとする。

いま、質量比（前回値）(ma/mf)(k-1)、質量(mf+ma)、混合気温度（前回値）Tmix(k-1)の混合気（従って、前回の演算時点での混合気）を考えると、係る混合気が有する熱量は、混合気の比熱Cmix(k-1)、及び混合気温度Tmix(k-1)を用いて「(mf+ma)・Cmix(k-1)・Tmix(k-1)」と表すことができる。ここで、混合気の比熱Cmix(k-1)は下記(6)式に従って表すことができる。下記(6)式において、Cfは燃料蒸気の比熱であり、Caは筒内ガスの比熱である。

Cmix(k-1)＝(Cf＋(ma/mf)(k-1)・Ca)/(1＋(ma/mf)(k-1)) ・・・(6)

一方、前回の演算時点から今回の演算時点までの間に新たに混合気として加わる混合気形成筒内ガスの質量をΔmaとすると、質量Δma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（今回の演算時点での）筒内ガス温度Taを用いて「Δma・Ca・Ta」と表すことができる。筒内ガス温度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仮定のもと、下記(7)式に従って求めることができる。

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

そして、質量Δmaの混合気形成筒内ガスの温度Taが混合気温度（今回値）Tmix(k)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+ma)の混合気の温度（即ち、混合気温度（前回値）Tmix(k-1)）を混合気温度（今回値）Tmix(k)まで増加させるために同混合気に吸収される、と考えれば、下記(8)式が成立し、下記(8)式を混合気温度（今回値）Tmix(k)について解いて整理すると、下記(9)式が得られる。

Δma・Ca・(Ta−Tmix(k))＝(mf+ma)・Cmix(k-1)・(Tmix(k)−Tmix(k-1)) ・・・(8)

Tmix(k)＝(Cmix(k-1)・Tmix(k-1)＋Ａ・Ca・Ta)／(Cmix(k-1)＋Ａ・Ca) ・・・(9)

上記(9)式において、Ａは、値Δma/(mf+ma) である。ここで、Δma/mf＝(ma/mf)(k)−(ma/mf)(k-1) が成立するから、値Ａについて下記(10)式が得られる。従って、値Ａは下記(10)式に従って、質量比前回値(ma/mf)(k-1)、及び質量比今回値(ma/mf)(k)を利用して求めることができる。

Ａ＝((ma/mf)(k)−(ma/mf)(k-1))/(1＋(ma/mf)(k-1)) ・・・(10)

以上のことから、混合気温度Tmix、混合気の比熱Cmix、及び質量比ma/mfの初期値（即ち、噴射後経過時間ｔ＝０での値）をそれぞれ与えれば、上記(9)式に従って、噴射後経過時間ｔ＝０以降における混合気温度Tmix(k)を演算周期毎に逐次求めていくことができる。なお、混合気温度Tmix、混合気の比熱Cmix、及び質量比ma/mfの初期値としては、燃料蒸気の温度Tf、燃料蒸気の比熱Cf、及び「０」がそれぞれ使用される。

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(11)式にて表すことができる。下記(11)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。

Tf＝αcr・Tcr−Qvapor/Cf ・・・(11)

<混合気先頭部が燃焼室内壁面に衝突した後の処置>
先に述べたように、燃料噴射弁２１から噴射された燃料（従って、混合気先頭部）は、図４（ａ）に示すように、キャビティ２４ｄの側面２４ｂに向けて移動していく。そして、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、上記側面２４ｂ（燃焼室内壁面）に到達する。

混合気先頭部が上記側面２４ｂに到達すると、それ以降、混合気（全体）は、同側面２４ｂへの衝突により運動量を失って、図４（ｂ）に示すように、同側面２４ｂ（燃焼室の側壁）の近傍にて略環状に滞留すると考えられる。このように混合気（全体）が滞留している間においては、混合気は、同混合気の周囲に存在していて同混合気と接触している筒内ガス、及びキャビティ２４ｄの壁（側面２４ｂを構成する側壁、及び底面２４ｃを構成する底壁。燃焼室の壁）と熱伝達（熱交換）を行い得る。

一方、上記(9)式に従って計算されていく混合気温度Tmix(k)は、外部との熱交換がないとの仮定のもとで計算されていく混合気の温度である。従って、混合気先頭部が上記側面２４ｂに到達した時点以降においては、混合気の温度は、筒内ガス、及びキャビティ２４ｄの壁との間で行われる熱伝達分に相当する温度（以下、「温度低下量ΔT」と称呼する。）だけ上記(9)式に従って計算される混合気温度Tmix(k)から偏移した値となる。

以上のことから、混合気先頭部が上記側面２４ｂに到達した時点以降（即ち、混合気全体が同側面２４ｂの近傍にて略環状に滞留している間）においても混合気の温度を精度良く求めるためには、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、同噴孔からキャビティ２４ｄの側面２４ｂまでの距離、並びに、滞留している混合気と、筒内ガス及びキャビティ２４ｄの壁との間で行われる熱伝達の量をそれぞれ求める必要がある。以下、これらの各値を求める手法について順に説明していく。

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。）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(12)式、及び下記(13)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(13)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(13)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(13)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(12)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の噴孔からキャビティ２４ｄの側面２４ｂまでの距離（以下、「燃焼室内壁面距離Xwall」と称呼する。）は、キャビティ２４ｄの半径a、及び噴射角度θf（図４(ａ)を参照。）を用いて下記(14)式に従って表すことができる。

Xwall＝ a / cos(θf) ・・・(14)

次に、環状に滞留している混合気と、筒内ガス及びキャビティ２４ｄの壁との間で発生する熱伝達量をそれぞれ求める手法について説明する。本例では、環状に滞留している混合気について、図５に示すようなモデルを考える。このモデルでは、滞留している混合気は、図６に示すように、厚さ（混合気厚さ）をrc、深さをキャビティ深さｂとする断面長方形のリング形状を呈していて、キャビティ２４ｄの側面２４ｂ、底面２４ｃ、及び筒内ガスに取り囲まれているもの（それぞれと接触しているもの）と仮定する。

この場合、混合気の上面から筒内ガスへ伝達される熱量をQgas1、混合気の内側側面から筒内ガスへ伝達される熱量をQgas2、混合気の底面からキャビティ底面２４ｃへ伝達される熱量をQwall1、混合気の外側側面からキャビティ側面２４ｂへ伝達される熱量をQwall2とすると、Qgas１，Qgas2，Qwall1，Qwall2はそれぞれ、下記(15)〜(18)式にて表すことができる。Qgas１，Qgas2，Qwall1，Qwall2は総て、一演算周期あたりに伝達される熱量を表す。

Qgas1＝Sgas1・αgas・(Tmix(k)−Ta) ・・・(15)
Qgas2＝Sgas2・αgas・(Tmix(k)−Ta) ・・・(16)
Qwall1＝Swall1・αwall・(Tmix(k)−Tw) ・・・(17)
Qwall2＝Swall2・αwall・(Tmix(k)−Tw) ・・・(18)

上記(15)，(16)式において、αgasは混合気と筒内ガスとの間の熱伝達率であり、Taは上記(7)式にて算出される筒内ガス温度である。上記(17)，(18)式において、αwallは混合気とキャビティ２４ｄの壁との間の熱伝達率であり、Twはキャビティ２４ｄの壁の温度（キャビティ壁面温度）である。係るキャビティ壁面温度Twは、指令燃料噴射量qfinとエンジン回転速度NEとに応じて変化すると考えられるから、指令燃料噴射量qfinとエンジン回転速度NEとを引数とする関数funcTw(qfin,NE)により表すことができる。また、上記(15)〜(18)式において、Tmix(k)は上記(9)式にて算出される混合気温度である。

上記(15)〜(18)式において、Sgas1，Sgas2，Swall1，及びSwall2はそれぞれ、混合気と筒内ガスとの間の上面接触面積、混合気と筒内ガスとの間の側面接触面積、混合気とキャビティ底面２４ｃとの間の底面接触面積、及び混合気とキャビティ側面２４ｂとの間の側面接触面積であって、これらは、図６から容易に理解できるように、下記(19)〜(22)式にて表すことができる。

Sgas1＝π・(ａ²−(a-rc)²)＝π・rc・(2a−rc) ・・・(19)
Sgas2＝2π・(a-rc)・b ・・・(20)
Swall1＝π・(ａ²−(a-rc)²)＝π・rc・(2a−rc) ・・・(21)
Swall2＝2π・a・b ・・・(22)

上記(19)〜(21)式において、混合気厚さrcは、前記指令燃料噴射量qfinに応じて増加すると考えられるから、下記(23)式に従って求めることができる。下記(23)式において、C2は比例定数である。

rc＝C2・qfin ・・・(23)

熱伝達率αgas，及びαwallは、図７に示すように、混合気の圧力（従って、筒内ガス圧力Pa）が高くなるほど気体の分子運動が活発化することに起因して大きくなる。即ち、熱伝達率αgas，及びαwallは、筒内ガス圧力Paに応じた値となる。また、熱伝達率αwallは、図８に示すように、混合気とキャビティ２４ｄの壁との間の接触面における相対速度（従って、スワール速度）が大きくなるほど大きくなる。ここで、スワール速度は、スワール率が一定であると仮定すると、エンジン回転速度NEに比例する値となるから、この結果、熱伝達率αwallはエンジン回転速度NEに応じた値となる。以上のことから、熱伝達率αgasは、筒内ガス圧力Paを引数とする関数funcαgas(Pa)により表すことができ、熱伝達率αwallは、筒内ガス圧力Paとエンジン回転速度NEとを引数とする関数funcαwall(Pa,NE)により表すことができる。筒内ガス圧力Paは、上記(4)式と同様の下記(24)式に従って求めることができる。

Pa＝Pbottom・(Vbottom/Va(CA))^κ ・・・(24)

以上より、上記(15)〜(18)式に使用される各変数が総て求められるから、同式に従って、Qgas１，Qgas2，Qwall1，及びQwall2をそれぞれ求めることができる。この結果、下記(25)式、及び(26)式に従って、環状に滞留している混合気と筒内ガスとの間の一演算周期あたりの（総）熱伝達量Qgas、及び、同混合気とキャビティ２４ｄの壁との間の一演算周期あたりの（総）熱伝達量Qwallをそれぞれ求めることができる。上記(25)式において、Sgasは混合気と筒内ガスとの総接触面積であってSgas1とSgas2の和である。また、上記(26)式において、Swallは混合気とキャビティ２４ｄの壁との総接触面積であってSwall1とSwall2の和である。

Qgas＝Qgas1＋Qgas2＝Sgas・αgas・(Tmix(k)−Ta) ・・・(25)
Qwall＝Qwall1＋Qwall2＝Swall・αwall・(Tmix(k)−Tw) ・・・(26)

一方、環状に滞留している混合気（全体）の熱容量Chは、前記指令燃料噴射量qfinに応じて増加すると考えられるから、下記(27)式に従って求めることができる。下記(27)式において、C1は比例定数である。従って、環状に滞留している混合気と、筒内ガス及びキャビティ２４ｄの壁との間でそれぞれ行われる各熱伝達による、一演算周期あたりの同混合気（全体）の温度低下量ΔTは、下記(28)式に従って表すことができる。このように計算される温度低下量ΔTは、各熱伝達量が同一である場合、熱容量Ch（従って、燃料噴射量qfin）が大きいほど小さい値となる。

Ch＝C1・qfin ・・・(27)

ΔT＝(Qgas＋Qwall)/Ch ・・・(28)

以上のことから、本装置は、噴射開始時点以降、混合気到達距離X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する。そして、本装置は、この時点以降、上記温度低下量ΔTを逐次求め、上記(9)式に従って取得された混合気温度Tmix(k)を下記(29)式に従って演算時点毎に逐次補正していく。

Tmix(k)＝Tmix(k)−ΔT ・・・(29)

換言すれば、混合気先頭部が燃焼室内壁面（キャビティ２４ｄの側面２４ｂ）に到達するまでは、上記(9)式に従って混合気温度Tmix(k)が逐次求められていき、混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達した時点以降は、上記(9)式に従って求められた混合気温度Tmix(k)が上記(29)式に従って逐次補正されていく。

ところで、上記環状に滞留している混合気は、燃焼後においても燃焼室外へ排出されるまでそのまま環状に滞留し続けると考えることができる。従って、前記「着火後の混合気」の温度（即ち、火炎温度）も、筒内ガス熱伝達量Qgas、及び壁面熱伝達量Qwallの影響を受ける。よって、本装置は、「着火後の混合気」の温度も、上記(9)式に従って求められた混合気温度Tmix(k)を上記(29)式に従って逐次補正していくことで求めていく。

なお、着火時点において、混合気の温度は燃焼に起因して瞬時に上昇する。この温度上昇量は、上記(2)式に従って逐次計算されている着火時点での空気過剰率λに応じて変化するから空気過剰率λを引数とする関数Tburn(λ)で表すことができる。そこで、本装置は、着火時点を筒内圧力センサ７７により検出される筒内ガス圧力Paの変化（急激な上昇）によりモニタし、着火時点が検出されたとき、同着火時点（或いはその直後）にて算出されている混合気温度Tmix(k)に同着火時点における空気過剰率λに基づく値Tburn(λ)を加えることで混合気温度Tmix(k)を一回のみ補正する。以上が、混合気温度（混合気温度Tmix(k)）の推定方法の概要である。

（燃料噴射制御の概要）
一般に、内燃機関から排出されるＮＯｘ量は、着火時点以降における火炎温度（着火後の混合気温度Tmix(k)）の推移により決定され得る。より具体的には、ＮＯｘ量は、着火後の混合気温度Tmix(k)が所定の基準温度Trefより高い温度となっている期間内における、同混合気温度Tmix(k)と基準温度Trefの差の時間積分値（以下、「ＮＯｘ量相当面積Snox」と称呼する。）により決定され得ることが知られている。

従って、本装置は、目標ＮＯｘ量に相当する目標ＮＯｘ量相当面積Snoxtを機関の運転状態（燃料噴射量qfin、エンジン回転速度NE）から求める一方、着火後の混合気温度Tmix(k)の推移からＮＯｘ量相当面積Snoxを求める。そして、本装置は、求められたＮＯｘ量相当面積Snoxが目標ＮＯｘ量相当面積Snoxtに一致するように、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ＮＯｘ量相当面積Snoxの値が前記目標ＮＯｘ量相当面積Snoxtよりも大きいとき、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ＮＯｘ量相当面積Snoxが小さくなる方向に制御され、この結果、今回の燃料噴射気筒についてのＮＯｘ量相当面積Snox（従って、排出されるＮＯｘ量）が目標ＮＯｘ量相当面積Snoxt（従って、目標ＮＯｘ量）に一致せしめられる。

一方、前回の燃料噴射気筒について取得されたＮＯｘ量相当面積Snoxの値が前記目標ＮＯｘ量相当面積Snoxtよりも小さいとき、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ＮＯｘ量相当面積Snoxが大きくなる方向に制御され、この結果、今回の燃料噴射気筒についてのＮＯｘ量相当面積Snox（従って、排出されるＮＯｘ量）が目標ＮＯｘ量相当面積Snoxt（従って、目標ＮＯｘ量）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９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９００から処理を開始し、ステップ９０５に進んでアクセル開度Accp、エンジン回転速度NE、及び図１０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９１０に進み、指令燃料噴射量qfin、エンジン回転速度NE、及び図１１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９１５に進んで、指令燃料噴射量qfin、エンジン回転速度NE、及び図１２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９２０に進み、指令燃料噴射量qfin、エンジン回転速度NE、及び所定のテーブルMapSnoxtから目標ＮＯｘ量相当面積Snoxtを決定する。テーブルMapSnoxtは、指令燃料噴射量qfin及びエンジン回転速度NEと目標ＮＯｘ量相当面積Snoxt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。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ９２５に進み、前記目標ＮＯｘ量相当面積Snoxt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）ＮＯｘ量相当面積Snoxを減じた値をＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnoxとして格納する。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ９３０に進んで、噴射時期補正値Δθを、前記ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnoxと図１３に示したテーブルMapΔθとから決定する。テーブルMapΔθは、ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnox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９３５に進んで、噴射圧力補正値ΔPcrを、前記ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnoxと図１４に示したテーブルMapΔPcrとから決定する。テーブルMapΔPcrは、ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnox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９４０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、ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnoxに応じて噴射時期が補正されることになる。この場合、図１３から明らかなように、ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnox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ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnox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９４５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、ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnoxに応じて噴射圧力が補正されることになる。この場合、図１４から明らかなように、ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnox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ＮＯｘ量相当面積偏差ΔSnox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９５０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９５５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をもって噴射する。

次に、ＣＰＵ６１はステップ９６０に進んで、指令燃料噴射量qfinを制御用燃料噴射量qfincとして格納し、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、続くステップ９６５にて、上記(27)式に従って混合気熱容量Chを求めるとともに、上記(23)式に従って混合気厚さrcを求める。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ９７０に進んで、上記(19)式、及び(20)式に相当するステップ９７０内に記載の式に従って総接触面積Sgasを求めるとともに、上記(21)式、及び(22)式に相当するステップ９７０内に記載の式に従って総接触面積Swallを求める。そして、ＣＰＵ６１はステップ９７５に進んで、燃料噴射実行フラグＥＸＥの値を「０」から「１」に変更した後、ステップ９９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

燃料噴射実行フラグＥＸＥは、その値が「１」であるとき燃料が噴射されていることを示し、その値が「０」であるとき燃料が噴射されていないことを示す。一方、ステップ９５０にて「Ｎｏ」と判定される場合、直接ステップ９９５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１５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１５００から処理を開始し、ステップ１５０５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１５０５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１５１５に進み、燃料噴射実行フラグＥＸＥの値が「０」から「１」に変化したか否か（即ち、現時点が燃料噴射気筒の燃料噴射開始時点であるか否か）をモニタする。

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１５１５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１５９５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１５００、１５０５、１５１５、１５９５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１５０５に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１５１０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１５１５にて「Ｎｏ」と判定してステップ１５９５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１５００、１５０５、１５１５、１５９５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（即ち、燃料噴射実行フラグＥＸＥの値が「０」から「１」に変化したもの）とすると、ＣＰＵ６１はステップ１５１５に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１５２０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１５２０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１５１０にて設定された値が使用される。

次いで、ＣＰＵ６１はステップ１５２５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１５２５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１５３０に進み、上記(4)式に相当するステップ１５３０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１５３５にて、先のステップ９６０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１５４０に進んで、上記(11)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１５４５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１５５０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１５５５にてキャビティ壁面到達フラグＷＡＬＬを「０」に設定した後、ステップ１５９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。ここで、キャビティ壁面到達フラグＷＡＬＬは、その値が「１」のとき前記混合気先頭部がキャビティ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キャビティ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１５００、１５０５、１５１５、１５９５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１６、及び図１７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１６００から処理を開始し、ステップ１６０２に進んで、燃料噴射実行フラグＥＸＥの値が「１」になっているか否かを判定し、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１６９５に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。

いま、現時点が燃料噴射開始時（ＥＸＥの値が「０」から「１」に変更された直後）であるもの、即ち、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１５のステップ１５２０〜１５５５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１６０２にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１６０４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１５５０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１６０４にて「Ｎｏ」と判定してステップ１６０６に進んで混合気到達距離Xの値、及び空気過剰率λの値を「０」に初期化し、続くステップ１６０８にて、先の図１５のステップ１５４０にて計算されている燃料蒸気温度Tfの値を混合気温度前回値Tmix(k-1)として設定し、燃料蒸気の比熱Cfの値を混合気比熱Cmix(k-1)として設定し、質量比前回値(ma/mf)(k-1)の値を「０」に設定する。

そして、ＣＰＵ６１は図１７のステップ１６４０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１６９５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１６０４に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１６１０に進む。ＣＰＵ６１はステップ１６１０に進むと、先の図１５のステップ１５２０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１６１０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１６１２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１６１４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１５のステップ１５３５、及びステップ１５４５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１６１６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１６１６内に記載の式に従って質量比今回値(ma/mf)(k)を求め、続くステップ１６１８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。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ１６２０に進み、ステップ１６１６にて求めた質量比今回値(ma/mf)(k)と、前回の本ルーチン実行時点にて後述するステップ１６３８にて格納された（今回の本ルーチン実行時点のみ、先のステップ１６０８にて格納された）質量比前回値(ma/mf)(k-1)と、上記(10)式とに基づいて値Ａを求める。

次に、ＣＰＵ６１はステップ１６２２に進んで、前回の本ルーチン実行時点にて後述するステップ１６３４にて格納された（今回の本ルーチン実行時点のみ、先のステップ１６０８にて格納された）混合気比熱Cmix(k-1)と、前回の本ルーチン実行時点にて後述するステップ１６３６にて格納された（今回の本ルーチン実行時点のみ、先のステップ１６０８にて格納された）混合気温度前回値Tmix(k-1)と、前記Ａの値と、前記筒内ガス温度Taの値と、上記(9)式とに基づいて混合気温度今回値Tmix(k)を求める。

次に、ＣＰＵ６１はステップ１６２４に進んで、キャビティ壁面到達フラグ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１５５５の処理によりキャビティ壁面到達フラグＷＡＬＬの値が「０」となっているから、ＣＰＵ６１はステップ１６２４にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１６２６に進み、ステップ１６１０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(13)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１６２８にて上記(12)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(13)式における有効噴射圧力ΔP、及び噴霧角θとしては、図１５のステップ１５３５、及びステップ１５４５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１６３０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、着火が発生していないものとして説明を続けると、ＣＰＵ６１はステップ１６３０にて「Ｎｏ」と判定してステップ１６３２に直ちに進み、燃料噴射気筒についての筒内圧力センサ７７により検出される筒内ガス圧力Paの変化から着火を検出したか否かをモニタする。

現時点では、着火は発生していないから、ＣＰＵ６１はステップ１６３２にて「Ｎｏ」と判定してステップ１６３４に直ちに進み、先のステップ１６１６にて算出された質量比今回値(ma/mf)(k)と、上記(6)式に相当する式とに基づいて混合気比熱Cmix(k-1)を算出する。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ１６３６に進んで、先のステップ１６２２にて求めた混合気温度今回値Tmix(k)の値を混合気温度前回値Tmix(k-1)として格納するとともに、続くステップ１６３８にて、先のステップ１６１６にて求めた質量比今回値(ma/mf)(k)の値を質量比前回値(ma/mf)(k-1)として格納した後、上述したステップ１６４０にて、噴射後経過時間ｔの値を再びΔｔだけ増大し、ステップ１６９５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、着火が発生しない限りにおいて、ＣＰＵ６１は、ステップ１６００〜１６０４、１６１０〜１６３０、１６３２、１６３４〜１６４０の処理を繰り返し実行し、これにより、ステップ１６２２にて逐次、断熱混合気温度としての混合気温度今回値Tmix(k)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した場合（即ち、混合気が環状に滞留を開始した場合）について説明する。この場合、ＣＰＵ６１はステップ１６３０に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１６４２に進んで、キャビティ壁面到達フラグＷＡＬＬの値を「０」から「１」に変更する。これにより、以降、ＣＰＵ６１はステップ１６２４に進んだとき「Ｎｏ」と判定してステップ１６４４の温度低下量ΔTの計算を行う。

<温度低下量の計算>
ＣＰＵ６１は温度低下量ΔTの計算を行うため、図１８にフローチャートにより示したルーチンの処理をステップ１８００から開始し、ステップ１８０５に進んで、上記(24)式に従って、現時点での筒内ガス圧力Paを求める。このとき、Pbottomとしては、ステップ１５１０にて設定された値が使用され、クランク角度CAとしては現時点での値が使用される。

次に、ＣＰＵ６１はステップ１８１０に進み、前記筒内ガス圧力Paと、関数funcαgasとに基づいて熱伝達率αgasを算出するとともに、続くステップ１８１５にて、前記筒内ガス圧力Paと、現時点でのエンジン回転速度NEと、関数funcαwallとに基づいて熱伝達率αwallを算出する。

続いて、ＣＰＵ６１はステップ１８２０に進んで、先のステップ９７０にて求めた総接触面積Sgasと、前記熱伝達率αgasと、図１６、及び図１７のルーチンにより求められている最新の混合気温度今回値Tmix(k)と、先のステップ１６１８にて求めた筒内ガス温度Taと、上記(25)式とに基づいて筒内ガス熱伝達量Qgasを求める。

次いで、ＣＰＵ６１はステップ１８２５に進んで、先のステップ９６０にて格納されている制御用燃料噴射量qfincと、現時点でのエンジン回転速度NEと、関数funcTwとに基づいてキャビティ壁面温度Twを求め、続くステップ１８３０にて、先のステップ９７０にて求めた総接触面積Swallと、前記熱伝達率αwallと、図１６、及び図１７のルーチンにより求められている最新の混合気温度今回値Tmix(k)と、前記キャビティ壁面温度Twと、上記(26)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１８３５に進んで、前記求めた筒内ガス熱伝達量Qgasと、壁面熱伝達量Qwallと、先のステップ９６５にて格納されている混合気熱容量Chと、上記(28)式とに基づいて温度低下量ΔTを計算した後、ステップ１８９５を経由して図１７のステップ１６４６に進む。

ＣＰＵ６１はステップ１６４６に進むと、先のステップ１６２２にて更新されている最新の混合気温度今回値Tmix(k)から前記求めた温度低下量ΔTを減じた値を新たな混合気温度今回値Tmix(k)として設定することで混合気温度を補正した後、上述したステップ１６３２以降の処理を実行する。

以降、着火が発生しない限りにおいて、ＣＰＵ６１はステップ１６００〜１６０４、１６１０〜１６２４、１６４４、１６４６、１６３２、１６３４〜１６４０の処理を繰り返し実行する。この結果、ステップ１６４６が繰り返し実行されることにより、断熱混合気温度としての混合気温度Tmix(k)が温度低下量ΔTにより演算周期毎に補正されていく。

次に、この状態から、着火が発生した場合について説明する。この場合、ＣＰＵ６１はステップ１６３２に進んだとき「Ｙｅｓ」と判定してステップ１６４８に進んで、燃焼による温度上昇量Tburn(λ)を求め、先のステップ１６４６にて算出されている最新の混合気温度今回値Tmix(k)に同温度上昇量Tburn(λ)を加えた値を新たな混合気温度今回値Tmix(k)として設定することで混合気温度を補正する。このとき、λとしては、先のステップ１６１４にて算出されている最新の空気過剰率λが使用される。なお、温度上昇量Tburn(λ)は、λが理論空燃比stoichであるときに最大値を採り、λの理論空燃比stoichからの偏移量の増加に応じて減少する値を採る関数である。

次に、ＣＰＵ６１はステップ１６５０に進み、ＮＯｘ量相当面積Snoxの値を「０」に初期化し、続くステップ１６５２にて燃焼発生フラグＢＵＲＮの値を「０」から「１」に変更するともに、続くステップ１６５４にてキャビティ壁面到達フラグＷＡＬＬの値を「１」に設定した後、上述したステップ１６３４以降の処理を実行する。ここで、燃焼発生フラグＢＵＲＮは、その値が「１」のとき着火が発生していることを示し、その値が「０」のとき着火が発生していないことを示す。

なお、現時点のように、混合気先頭部が燃焼室壁面に到達した後に着火が発生する場合には、先のステップ１６４２の実行によりＷＡＬＬの値は既に「１」になっているから、ステップ１６５４を実行してもＷＡＬＬの値に変化はない。換言すれば、混合気先頭部が燃焼室壁面に到達する前に着火が発生する場合、ステップ１６５４の実行により、ＷＡＬＬの値が「０」から「１」に直ちに変更せしめられることになる。これは、着火（爆発）のエネルギーにより、混合気は直ちに燃焼室壁面に到達するともに環状に滞留すると考えることができるからである。

以降、燃料噴射実行フラグＥＸＥの値が「１」に維持されている限りにおいて（後述する図１９のステップ１９２０が実行されない限りにおいて）、ＣＰＵ６１はステップ１６００〜１６０４、１６１０〜１６２４、１６４４、１６４６、１６３２、１６３４〜１６４０の処理を繰り返し実行する。この結果、ステップ１６４６が繰り返し実行されることにより、断熱混合気温度としての着火後の混合気温度（即ち、火炎温度）Tmix(k)が温度低下量ΔTにより演算周期毎に補正されていく。

<ＮＯｘ量相当面積の計算>
また、ＣＰＵ６１は、ＮＯｘ量相当面積Snoxの計算を行うための図１９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１９００から処理を開始し、ステップ１９０５に進んで、燃焼発生フラグＢＵＲＮの値が「１」になっているか否かを判定し、「Ｎｏ」と判定する場合、ステップ１９９５に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。

いま、先のステップ１６５２（及び、ステップ１６５０）が実行された直後（即ち、着火が発生した直後）であるものとすると、ＣＰＵ６１はステップ１９０５にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１９１０に進み、図１６、及び図１７のルーチンにて求められている最新の混合気温度今回値Tmix(k)が前記基準温度Trefより高い温度になっているか否かを判定する。

現時点は、着火が発生した直後であるから、先のステップ１６４８の実行により混合気温度今回値Tmix(k)が前記基準温度Trefより高い温度になっている。従って、ＣＰＵ６１はステップ１９１０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１９１５に進んで、その時点でのＮＯｘ量相当面積Snoxの値（現時点では、ステップ１６５０の実行により「０」である。）に「（Tmix(k)−Tref）・Δt」を加えた値を新たなＮＯｘ量相当面積Snoxとして更新した後、ステップ１９９５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。

以降、混合気温度今回値Tmix(k)が前記基準温度Trefより高い温度になっている限りにおいて、ＣＰＵ６１はステップ１９００〜１９１５の処理を繰り返し実行する。これにより、ステップ１９１５にて、ＮＯｘ量相当面積Snoxの値が逐次更新されていく。そして、燃焼室の容積の膨張等により、混合気温度今回値Tmix(k)が前記基準温度Tref以下となると、ＣＰＵ６１はステップ１９１０にて「Ｎｏ」と判定してステップ１９２０に進むようになり、同ステップ１９２０にて燃料噴射実行フラグＥＸＥの値を「１」から「０」に変更するとともに、続くステップ１９２５にて燃焼発生フラグＢＵＲＮの値を「１」から「０」に変更した後、ステップ１９９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

これにより、燃焼発生フラグＢＵＲＮの値が「０」になるから、ＣＰＵ６１はステップ１９０５に進んだとき「Ｎｏ」と判定して直ちにステップ１９９５に進むようになる。この結果、ＮＯｘ量相当面積Snoxの更新が終了するとともに、この時点で算出されている値が、着火後の混合気温度Tmix(k)が所定の基準温度Trefより高い温度となっている期間内における同混合気温度Tmix(k)と基準温度Trefの差の時間積分値（即ち、ＮＯｘ量を決定する値）に一致することになる。そして、この値Snoxが次の燃料噴射気筒について実行される図９のルーチンのステップ９２５にて使用されることになり、この結果、同値Snox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ていく。

また、これにより、燃料噴射実行フラグＥＸＥの値が「０」になるから、ＣＰＵ６１は図１６のステップ１６０２に進んだとき「Ｎｏ」と判定して直ちにステップ１６９５に進むようになる。この結果、（着火後の）混合気温度（即ち、火炎温度）Tmix(k)の計算（更新）が終了する。そして、混合気温度Tmix(k)の計算は、次の燃料噴射気筒について燃料が噴射されてステップ９７５が再び実行されることにより再開される。

以上、説明したように、本発明による混合気温度推定方法を実施する内燃機関の制御装置の実施形態によれば、混合気先頭部が燃焼室内壁面（キャビティ２４ｄの側面２４ｂ）に到達するまでは、燃料と混ざり合わずに混合気の周辺に存在する筒内ガス（周辺筒内ガス）との熱交換がないとの仮定に基づいた上記(9)式（ステップ１６２２）にのみ従って、断熱混合気温度としての混合気温度Tmix(k)が逐次計算されていく。そして、混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達した後は、混合気全体が燃焼室の側壁（側面２４ｂ）への衝突により運動量を失って同側面２４ｂの近傍にて環状に滞留するとの仮定のもと、混合気全体が滞留している間において、同混合気と、同混合気の周囲に存在していて同混合気と接触している筒内ガス及びキャビティ２４ｄの壁と、の間で発生する熱伝達量Qgas，及びQwallを考慮して、上記(9)式に従って計算される混合気温度Tmix(k)が逐次補正されていく（上記(29)式、ステップ１６４６を参照）。

従って、混合気が燃焼室の側壁近傍にて環状に滞留すると考えられる場合（例えば、混合気が燃焼室の内壁面に到達した後に着火する場合における同混合気についての内壁面への到達から着火までの期間、並びに、着火後の混合気についての着火後、燃焼室外への排出までの期間）において、上記熱伝達が考慮されることで、（着火前後を問わず）混合気温度Tmix(k)が精度良く推定できた。よって、混合気の着火時期の制御、並びに、着火後の混合気の温度（従って、排ガス温度）の時間的推移に大きく依存するＮＯｘ量の制御がより精度良く達成できるようになった。

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、混合気温度Tmix(k)に基づいて計算されるＮＯｘ量相当面積Snox（ステップ１９１５を参照）が目標ＮＯｘ量相当面積Snoxt（ステップ９２０）に一致するように燃料噴射形態（噴射時期、噴射圧力）をフィードバック制御しているが、目標着火時期、及び同目標着火時期における目標混合気温度を機関の運転状態等に基づいて設定し、目標着火時期において計算されている混合気温度Tmix(k)が同目標混合気温度に一致するように燃料噴射形態をフィードバック制御してもよい。

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到達した後に、混合気全体が燃焼室の側壁（側面２４ｂ）近傍にて環状に滞留すると仮定しているが、燃料噴射開始時点以降、直ちに混合気全体が燃焼室の側壁近傍にて略環状に滞留すると仮定してもよい。この場合、燃料噴射開始時点以降、直ちに、混合気温度Tmix(k)の計算において、混合気と、筒内ガス及び燃焼室の壁と、の間の熱伝達が考慮されることになる。

また、上記実施形態においては、環状に滞留している混合気の厚さrcを燃料噴射量qfinにのみ応じた値として計算しているが（上記(23)式、ステップ９６５を参照）、混合気厚さrcを燃料噴射量qfinに加えて、筒内ガス圧力Pa、筒内ガス温度Ta、及び混合気の空気過剰率λのうち少なくとも１つにも応じた値として計算してもよい。

また、上記実施形態においては、筒内ガス圧力Paを気体の断熱変化を表す式に従って計算しているが（ステップ１５３０、及びステップ１８０５を参照）、筒内圧力センサ７７により筒内ガス圧力Paを検出す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混合気温度推定方法を実施する制御装置を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。 図４（ａ）は、噴射された燃料（従って、混合気先頭部）が燃焼室内壁面に到達する前において混合気が拡散していく様子を模式的に示した図であり、図４（ｂ）は、混合気先頭部が燃焼室内壁面に到達した後において混合気が燃焼室の側壁近傍にて環状に滞留している様子を模式的に示した図である。 環状に滞留している混合気と、筒内ガス及び燃焼室の壁と、の間で発生する熱伝達量をそれぞれ求めるための、同環状に滞留している混合気についてのモデルを表した図である。 図５に示したモデルに従った環状に滞留している混合気の形状を示した斜視図である。 環状に滞留している混合気と、筒内ガス及び燃焼室の壁と、の間の各熱伝達率と、筒内ガス圧力との関係を示した図である。 環状に滞留している混合気と、筒内ガス及び燃焼室の壁と、の間の各熱伝達率と、スワール流速との関係を示した図である。 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９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９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９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９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９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。 図１に示したＣＰＵが実行する温度低下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ＮＯｘ量相当面積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。

符号の説明

２１…燃料噴射弁、２４…ピストン、２４ｂ…側面、２４ｃ…底面、２４ｄ…キャビティ、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…筒内圧力センサ

Claims (6)

1. 内燃機関の燃焼室内に噴射された燃料が同燃焼室内に吸入されている筒内ガスと混ざり合うことで形成される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であって、
   前記混合気は前記燃焼室の側壁の近傍にて略環状に滞留するとともに同混合気が滞留している間において同混合気と同混合気の周囲に存在するものとの間で熱伝達が行われると仮定すること、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。
2. 請求項１に記載の内燃機関の混合気温度推定方法において、
   前記混合気の滞留は、同混合気が前記燃焼室の内壁面に到達した時点以降に発生すると仮定して、同混合気の温度が推定される内燃機関の混合気温度推定方法。
3. 請求項１又は請求項２に記載の内燃機関の混合気温度推定方法において、
   前記混合気の周囲に存在するものは、同混合気と接触している前記燃焼室の壁と、同混合気と接触している前記筒内ガスと、から成る内燃機関の混合気温度推定方法。
4. 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、
   前記混合気と前記燃焼室の壁との間の熱伝達量の算出、並びに同混合気と前記筒内ガスとの間の熱伝達量の算出は、同混合気と同燃焼室の壁との間の接触面積及び熱伝達率、並びに同混合気と同筒内ガスとの間の接触面積及び熱伝達率、を利用してそれぞれ行われる内燃機関の混合気温度推定方法。
5. 請求項４に記載の内燃機関の混合気温度推定方法において、
   前記混合気と前記燃焼室の壁との間の熱伝達率、及び同混合気と前記筒内ガスとの間の熱伝達率は、同筒内ガスの圧力に応じてそれぞれ変更される内燃機関の混合気温度推定方法。
6. 請求項４又は請求項５に記載の内燃機関の混合気温度推定方法において、
   前記混合気と前記燃焼室の壁との間の熱伝達率は、スワールにより発生する同混合気の流速を表す値に応じて変更される内燃機関の混合気温度推定方法。
   

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