JP2013238120A - 内燃機関の圧縮ガス温度推定装置 - Google Patents

Abstract

【課題】ディーゼルエンジン等の内燃機関の圧縮ガス温度を精度良く推定する。
【解決手段】圧縮行程と膨張行程及び低温時と暖機時とに区分し、その圧縮行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐ、及び、膨張行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを、それぞれ、水温が所定値（４０℃）未満の低温時と水温が所定値以上の完全暖機時とに区分して補正することによりポリトロープ指数ｎを求める。そして、その補正後のポリトロープ指数ｎを用いて圧縮ガス温度を推定しているので、簡単な処理のもとに圧縮ガス温度を精度良く推定することができる。
【選択図】図７

Description

本発明は、ディーゼルエンジン等の内燃機関の圧縮ガス温度を推定する圧縮ガス温度推定装置に関する。

従来、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において、燃焼室内での燃焼の安定性、発生トルク、燃料消費率等が適正に得られているか否かを判断するために、燃焼状態の評価を行うことが提案されている。この燃焼状態の評価手法として具体的には、燃焼室内での熱発生率（クランクシャフトの単位回転角度当たりの熱発生量）の変化である熱発生率波形を用い、その波形が理想的な波形となっているか否かを判断することで燃焼室内での燃焼状態を評価している（例えば、特許文献１参照）。熱発生率波形を構成する反応形態（燃焼形態）としては、低温酸化反応、高温酸化反応などがある。そして、このような熱発生率波形を推定することは可能であるが、影響パラメータ（相互に依存するパラメータ）が多すぎるため、推定作業に多くの時間やコストを要していた。

そこで、本発明の発明者は、熱発生率波形を推定する手法として、低温酸化反応や高温酸化反応などの反応開始時期を温度で管理することで、熱発生率波形の推定を簡略化できる手法を見出した。具体的には、例えば、圧縮ガス温度を推定し、その圧縮ガス温度が、軽油燃料の酸化反応開始温度である７５０Ｋに達する前に、燃料噴射（パイロット噴射）が終了するような燃料噴射パターンとすることにより、従来よりも少ないパラメータで理想的な低温酸化反応形態（熱発生率波形）を求めることが可能になる。また、高温酸化反応（反応開始温度：９００Ｋ）についても、筒内ガス温度（圧縮ガス温度＋筒内投与エネルギ）で管理することにより、従来よりも少ないパラメータで高温酸化反応の開始時期を求めることが可能になる。

ここで、上述の如く、各種反応の開始時期を温度で管理するには圧縮ガス温度が必要である。その圧縮ガス温度については、ポリトロープ指数を用いた一般的な式によって求めることができる（例えば、特許文献２参照）。

特開２００６−１８３４６６号公報 特開２０１１−１１１９０６号公報

ところで、圧縮ガス温度の推定に用いるポリトロープ指数は、低温時とエンジン暖機時（水温が所定値以上）とで変化する。また、ポリトロープ指数は圧縮行程と膨張行程とで異なる。つまり、圧縮行程の筒内ガス温度は膨張行程よりも低く、また、膨張行程では燃焼ガスが存在しており壁面温度との温度差が拡大して放熱量が増加するという理由から、圧縮行程と膨張行程とではポリトロープ指数が異なる値となる。

このようにポリトロープ指数は温度状態・行程等によって異なる値となるが、ポリトロープ指数は瞬時に算出することが難しいため、従来では、ポリトロープ指数を一定値（固定値）として圧縮ガス温度を推定している。このため、従来の推定手法では、圧縮ガス温度の推定精度を確保することが難しい。

本発明はそのような実情を考慮してなされたもので、ディーゼルエンジン等の内燃機関の圧縮ガス温度を精度良く推定することが可能な圧縮ガス温度推定装置を適用することを目的とする。

−発明の解決原理−
上記の目的を達成するために講じられた発明の解決原理は、内燃機関の下死点時筒内ガス温度（圧縮開始時のガス温度）に対するポリトロープ指数を、圧縮行程と膨張行程及び冷温時と暖機時とに区別してそれぞれ個別に設定することで、圧縮ガス温度を精度良く推定できるようにする。

−解決手段−
具体的に、本発明は、内燃機関の圧縮ガス温度を推定する装置であって、下死点時筒内ガス温度（圧縮開始時のガス温度）Ｔ_BDC、圧縮比ε（θ）（クランク角度θで変化する値）、ポリトロープ指数ｎを用いて、圧縮行程にあるときには以下の式（２）によって圧縮ガス温度Ｔ（θ）を推定し、膨張行程にあるときには以下の式（３）によって圧縮ガス温度Ｔ（θ_i）を推定するように構成されている。そして、圧縮行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを第１の値（具体的には、１．３６）とし、膨張行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを第２の値（具体的には、１．４０）として、そのポリトロープ指数の基準値Ｎｐに、前記内燃機関の水温が所定値未満である低温時の補正係数、または、前記内燃機関の水温が所定値以上である暖機時の補正係数を乗じて、前記圧縮ガス温度の推定に用いるポリトロープ指数ｎを求めることを特徴としている。

Ｔ（θ）＝Ｔ_BDC×ε（θ）^n-1 ・・・（２）
Ｔ（θ_i）＝Ｔ（θ_i-1）×｛Ｖ（θ_i-1）／Ｖ（θ_i）｝^n-1 ・・・（３）
より具体的には、内燃機関の回転数と燃料噴射量とをパラメータとして前記ポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを求めるマップが予め設定されており、前記内燃機関の水温が４０℃未満である低温時には前記マップから求めたポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰをそのまま補正係数Ｋとして用いてポリトロープ指数ｎ（ｎ＝Ｎｐ×Ｋ）を求めて圧縮ガス温度を推定する。また、前記内燃機関の水温が４０℃以上である暖機時（完全暖機時）には、前記マップから求めたポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを以下の式（５）によって補正して、その補正後の補正係数Ｋを用いてポリトロープ指数ｎ（ｎ＝Ｎｐ×Ｋ）を求めて圧縮ガス温度を推定することを特徴としている。

補正係数Ｋ＝ＭＡＰ＿ＮＰ＋（水温−４０℃）／１００ ・・・（５）
本発明によれば、圧縮行程と膨張行程及び低温時と暖機時とに区別してポリトロープ指数を求めて圧縮ガス温度を推定するので、圧縮ガス温度をより正確に推定することが可能になる。しかも、圧縮行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐ、及び、膨張行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐをそれぞれ補正してポリトロープ指数を求めているので、ポリトロープ指数を瞬時に算出する場合と比較して、簡単な処理のもとに圧縮ガス温度を精度良く推定することができる。

なお、上記式（２）において、下死点時筒内ガス温度（圧縮開始時のガス温度）Ｔ_BDCは、定容容器（筒内）の初期（熱エネルギ投入前）の筒内ガス温度であって、例えば、インマニガス温度を下死点時筒内ガス温度Ｔ_BDCとして用いる。そのインマニガス温度についてはセンサ検出値であってもよいし、推定値であってもよい。なお、下死点時筒内ガス温度Ｔ_BDCについては、センサによる実測値（実測下死点時筒内ガス温度）を用いてもよいし、推定値（推定下死点時筒内ガス温度）を用いてもよい。

また、上記式（３）において、圧縮ガス温度Ｔ（θ_i-1）の初期値（膨張行程に移行した際に最初に用いる値）については、圧縮行程のときに最後に算出を行った圧縮ガス温度Ｔ（θ）を圧縮ガス温度Ｔ（θ_i-1）の初期値とする。

本発明において、圧縮行程から膨張行程に移行した際に、ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを第１の値（１．３６）から第２の値（１．４０）に徐々に変化させて圧縮ガス温度の推定を行うようにしてもよい。より具体的には、以下の式（６）に基づいてポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６から１．４０に徐々に変化させるようにしてもよい。

Ｎｐ＝(１．４０−１．３６)[１−ｅｘｐ(Ａ×クランク角^B)]＋１．３６ ・・（６）
ただし、Ａ，Ｂ：実験またはシミュレーションにより求められた定数
このようにして、圧縮行程から膨張行程に移行した際にポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６から１．４０に徐々に変化させることにより、膨張行程に移行した際のポリトロープ指数をより正確に求めることができ、圧縮ガス温度の推定精度をより高めることができる。

本発明によれば、圧縮行程と膨張行程及び低温時と暖機時とに区別してポリトロープ指数を求めて圧縮ガス温度を推定するので、内燃機関の圧縮ガス温度を精度良く推定することができる。

本発明を適用するエンジン及びその制御系統の概略構成図である。 ディーゼルエンジンの燃焼室及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。 燃焼室内での燃焼形態の概略を説明するための吸排気系及び燃焼室の模式図である。 ポリトロープ指数の補正係数マップ値を求めるためのマップの一例を示す図である。 ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６から１．４０に徐々に変化させる場合の一例を示す図である。 圧縮ガス温度の推定処理の一例を示すフローチャートである。

以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。

本実施形態では、車両に搭載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、本発明を適用した場合について説明する。

−エンジンの構成−
まず、本発明を適用するディーゼルエンジンの概略構成について説明する。図１は本発明を適用するディーゼルエンジン１及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及びその周辺部を示す断面図である。

図１に示すように、ディーゼルエンジン１（以下、「エンジン１」ともいう）は、燃料供給系２、燃焼室３、吸気系６、排気系７等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。

燃料供給系２は、サプライポンプ２１、コモンレール２２、インジェクタ（燃料噴射弁）２３、機関燃料通路２７等を備えて構成されている。

上記サプライポンプ２１は、燃料タンクから燃料を汲み上げ、この汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路２７を介してコモンレール２２に供給する。コモンレール２２は、高圧燃料を所定圧力に保持（蓄圧）する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ２３・・２３に分配する。インジェクタ２３は、その内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備え、適宜開弁して燃焼室３内に燃料を噴射供給するピエゾインジェクタにより構成されている。

吸気系６は、シリンダヘッド１５（図２参照）に形成された吸気ポート１５ａに接続されるインテークマニホールド６３を備えており、このインテークマニホールド６３に吸気管６４が接続されている。これら吸気ポート１５ａ、インテークマニホールド６３及び吸気管６４等によって吸気通路が構成されている。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、後述するターボチャージャ５のコンプレッサインペラ５３、吸気絞り弁（ディーゼルスロットル）６２などが配設されている。上記エアフローメータ４３は、エアクリーナ６５を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力する。

排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された排気ポート７１に接続されるエキゾーストマニホールド７２を備えており、このエキゾーストマニホールド７２に対して、排気管７３が接続されている。これら排気ポート７１、エキゾーストマニホールド７２及び排気管７３等によって排気通路が構成されている。この排気通路には、後述するターボチャージャ５のタービンホイール５２、及び、排気浄化ユニット７７などが配設されている。

排気浄化ユニット７７には、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としてのＮＳＲ触媒(排気浄化触媒)７５及びＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ Ｆｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。なお、排気浄化ユニット７７としてＤＰＮＲ触媒を適用してもよい。

上記ＮＳＲ触媒７５は、排気中に多量の酸素が存在している状態においてはＮＯｘを吸蔵し、排気中の酸素濃度が低く、かつ還元成分（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もしくは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さらに還元されて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。すなわち、ＮＳＲ触媒７５に導入される排気中の酸素濃度やＨＣ成分を適宜調整することにより、排気中のＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化することができるようになっている。本実施形態のものでは、この排気中の酸素濃度やＨＣ成分の調整を上記インジェクタ２３からの燃料噴射動作（ポスト噴射）や吸気絞り弁６２の開度制御によって行うようになっている。

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

ここで、エンジン１の燃焼室３及びその周辺部の構成について、図２を参照して説明する。この図２に示すように、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎に円筒状のシリンダボア１２が形成されており、各シリンダボア１２の内部にはピストン１３が上下方向に摺動可能に収容されている。

ピストン１３の頂面１３ａの上側には上記燃焼室３が形成されている。つまり、この燃焼室３は、シリンダブロック１１の上部に取り付けられたシリンダヘッド１５の下面と、シリンダボア１２の内壁面と、ピストン１３の頂面１３ａとにより区画形成されている。そして、ピストン１３の頂面１３ａの略中央部には、キャビティ（凹陥部）１３ｂが凹設されており、このキャビティ１３ｂも燃焼室３の一部を構成している。

上記ピストン１３は、コネクティングロッド１８によってエンジン出力軸であるクランクシャフトに連結されている。これにより、シリンダボア１２内でのピストン１３の往復移動がコネクティングロッド１８を介してクランクシャフトに伝達され、このクランクシャフトが回転することでエンジン出力が得られるようになっている。

また、燃焼室３に向けてグロープラグ１９が配設されている。このグロープラグ１９は、エンジン１の始動直前に電流が流されることにより赤熱し、これに燃料噴霧の一部が吹きつけられることで着火・燃焼が促進される始動補助装置として機能する。

上記シリンダヘッド１５には、上記吸気ポート１５ａ及び上記排気ポート７１がそれぞれ形成されていると共に、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６及び排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７が配設されている。また、シリンダヘッド１５には、燃焼室３の内部へ直接的に燃料を噴射する上記インジェクタ２３が取り付けられている。このインジェクタ２３は、シリンダ中心線Ｐに沿う起立姿勢で燃焼室３の略中央上部に配設されており、上記コモンレール２２から導入される燃料を燃焼室３に向けて所定のタイミングで噴射する。

さらに、図１に示す如く、このエンジン１には、過給機（ターボチャージャ）５が設けられている。このターボチャージャ５は、タービンシャフト５１を介して連結されたタービンホイール５２及びコンプレッサインペラ５３を備えている。コンプレッサインペラ５３は吸気管（吸気通路）６４内部に臨んで配置され、タービンホイール５２は排気管（排気通路）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インペラ５３を回転させ、吸気圧を高めるといった、いわゆる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。

ターボチャージャ５のタービンホイール５２はタービンハウジング５２ａ内に収容されており、また、コンプレッサインペラ５３はコンプレッサハウジング５３ａ内に収容されている。そして、タービンホイール５２、タービンハウジング５２ａ及び可変ノズルベーン機構などによってタービン５２０が構成されており、また、コンプレッサインペラ５３及びコンプレッサハウジング５３ａなどによってコンプレッサ５３０が構成されている。

吸気系６の吸気管６４（コンプレッサ５３０の吸気流れの下流側の吸気通路）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。なお、ＥＧＲ装置としては、上記ＥＧＲクーラ８２を備えていない構成のものであってもよい。

−センサ類−
エンジン１の各部位には、各種センサが取り付けられており、それぞれの部位の環境条件や、エンジン１の運転状態に関する信号を出力する。

例えば、上記エアフローメータ４３は、吸気系６内の吸気絞り弁６２上流において吸入空気の流量（吸入空気量）に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２は吸気絞り弁６２の開度を検出する。

吸気圧センサ４８は、インテークマニホールド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。インマニ温度センサ（吸気温センサ）４９は、インテークマニホールド６３に配置され、燃焼室３への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の上流側及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の上流側及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（Ｃｅｎｔｒａｌ Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ Ｕｎｉｔ）、ＲＯＭ（Ｒｅａｄ Ｏｎｌｙ Ｍｅｍｏｒｙ）、ＲＡＭ（Ｒａｎｄｏｍ Ａｃｃｅｓｓ Ｍｅｍｏｒｙ）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、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、インマニ温度センサ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などが接続されている。

一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、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、及び、上記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構（可変ノズルベーンの開度を調整するアクチュエータ）５４が接続されている。

そして、ＥＣＵ１００は、上記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、上記ＲＯＭに記憶された各種マップに基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。

例えば、ＥＣＵ１００は、インジェクタ２３の燃料噴射制御として、パイロット噴射（副噴射）とメイン噴射（主噴射）とを実行する。

上記パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。

上記メイン噴射は、エンジン１のトルク発生のための噴射動作（トルク発生用燃料の供給動作）である。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、エンジン回転数（エンジン回転速度）、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、エンジン回転数（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数；エンジン回転速度）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ４７により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど（アクセル開度が大きいほど）エンジン１のトルク要求値としては高く得られ、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。

具体的な燃料噴射形態の一例としては、ピストン１３が圧縮上死点に達する前に上記パイロット噴射（インジェクタ２３に形成された複数の噴孔からの燃料噴射）が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で上記メイン噴射が実行されることになる。これにより燃料が自己着火によって燃焼し、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ（エンジン出力となるエネルギ）、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。

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、及び、エンジン回転数（機関回転数）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ＥＣＵ１００のＲＯＭに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。なお、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。

なお、上述したパイロット噴射及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。特に、ポスト噴射は、ＮＯｘ還元処理、Ｓ被毒回復制御、ＤＰＦ再生処理に利用される。

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（開度＝０（閉鎖）の場合も含む）を制御し、インテークマニホールド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ＥＣＵ１００の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、エンジン回転数及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。さらに、ＥＣＵ１００は、後述する圧縮ガス温度の推定を行う。

以上のＥＣＵ１００により実行されるプログラムによって、本発明の圧縮ガス温度推定装置が実現される。

−燃焼形態の概略説明−
次に、本実施形態に係るエンジン１における燃焼室３内での燃焼形態の概略について説明する。

図４は、エンジン１の１つの気筒に対して吸気マニホールド６３及び吸気ポート１５ａを経てガス（空気）が吸入され、燃焼室３内へインジェクタ２３からの燃料噴射によって燃焼が行われるとともに、その燃焼後のガスが排気ポート７１を経て排気マニホールド７２へ排出される様子を模式的に示した図である。

この図４に示すように、気筒内に吸入されるガスには、吸気管６４からスロットルバルブ６２を介して吸入された新気と、上記ＥＧＲバルブ８１が開弁された場合にＥＧＲ通路８から吸入されるＥＧＲガスとが含まれる。吸入される新気量（質量）と吸入されるＥＧＲガス量（質量）との和に対するＥＧＲガス量の割合（すなわち、ＥＧＲ率）は、運転状態に応じて上記ＥＣＵ１００により適宜制御されるＥＧＲバルブ８１の開度に応じて変化する。

このようにして気筒内（燃焼室３内）に吸入された新気及びＥＧＲガスは、吸気行程において開弁している吸気バルブ１６を介し、ピストン１３（図４では図示省略）の下降に伴って気筒内に吸入されて筒内ガスとなる。この筒内ガスは、エンジン１の運転状態に応じて決定されるバルブ閉弁時にて吸気バルブ１６が閉弁することにより気筒内（燃焼室３内）に密閉され（筒内ガスの閉じ込め状態）、その後の圧縮行程においてピストン１３の上昇に伴って圧縮される。そして、ピストン１３が上死点近傍に達すると、上述したＥＣＵ１００による噴射量制御によって所定時間だけインジェクタ２３が開弁されることで燃料を燃焼室３内に直接噴射する。具体的には、ピストン１３が上死点に達する前に上記副噴射が実行され、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（もしくは圧縮上死点以降）で上記主噴射が実行されることになる。

−圧縮ガス温度推定処理−
次に、ＥＣＵ１００が実行する圧縮ガス温度推定処理について説明する。

まず、圧縮ガス温度の推定式（算出式）、ポリトロープ指数、補正係数等について説明する。

（圧縮ガス温度の推定式）
任意の角度（クランク角）における圧縮ガス温度Ｔ（θ）、任意の角度（クランク角）における筒内容積Ｖ（θ）、ポリトロープ指数ｎとすると、圧縮ガス温度Ｔ（θ）は以下の式（１）で表すことができる。

Ｔ（θ）×Ｖ（θ）^n-1＝Ｃｏｎｓｔ ・・・（１）
上記式（１）は、ポリトロープ指数ｎが固定ならば、始点（下死点ＢＤＣ）に対して、任意の角度（クランク角）の状態を定義することが可能である。

Ｔ（θ）×Ｖ（θ）^n-1＝Ｔ_BDC×Ｖ_BDC ^n-1
この式を展開すると、
Ｔ（θ）＝Ｔ_BDC×（Ｖ_BDC／Ｖ（θ））^n-1
となる。ここで、［Ｖ_BDC／Ｖ（θ）］は圧縮比ε（θで変化する圧縮比ε（θ））であるので、圧縮ガス温度Ｔ（θ）は以下の式（２）で表すことができる。

Ｔ（θ）＝Ｔ_BDC×ε（θ）^n-1 ・・・（２）
そして、圧縮行程の場合、ポリトロープ指数ｎは固定（本実施形態では、後述する基準値Ｎｐにポリトロープ指数補正係数Ｋを乗じた値）であるため、圧縮行程のときには、上記式（２）を使用して圧縮ガス温度Ｔ（θ）を算出（推定）することができる。

膨張行程の場合は、ポリトロープ指数ｎを変化（後述する基準値Ｎｐを変化［１．３６→１．４］）させるため、始点は前回値として定義することが可能である。したがって、膨張行程の場合、上記式（１）は、
Ｔ（θ_i）×Ｖ（θ_i）^n-1＝Ｔ（θ_i-1）×Ｖ（θ_i-1）^n-1
と表すことができる。この式を展開すると、
Ｔ（θ_i）＝Ｔ（θ_i-1）×｛Ｖ（θ_i-1）／Ｖ（θ_i）｝^n-1 ・・・（３）
となり、この式（３）を使用して、膨張行程のときの圧縮ガス温度Ｔ（θ_i）を算出（推定することができる。この式（３）及び上記式（２）はＥＣＵ１００のＲＯＭ内に記憶されている。

ここで、上記した圧縮行程及び膨張行程の場合の共通式を定義すると、以下の式（４）で表すことができる。

Ｔ（θ）＝Ｔ_i-1×Ｅ^n-1 ・・・（４）
この共通式（４）において、圧縮行程の場合は［Ｔ_i-1＝Ｔ_BDC、Ｅ＝ε（θ）］とし、膨張行程の場合は［Ｔ_i-1＝Ｔ（θ_i-1）、Ｅ＝Ｖ（θ_i-1）／Ｖ（θ_i）］とすればよい。そして、上記共通式（４）をＥＣＵ１００のＲＯＭ内に記憶しておき、圧縮行程であるときには共通式（４）の［Ｔ_i-1］及び［Ｅ］を［Ｔ_i-1＝Ｔ_BDC、Ｅ＝ε（θ）］として圧縮ガス温度Ｔ（θ）を算出（推定）し、膨張行程であるときには共通式（４）の［Ｔ_i-1］及び［Ｅ］を［Ｔ_i-1＝Ｔ（θ_i-1）、Ｅ＝Ｖ（θ_i-1）／Ｖ（θ_i］として圧縮ガス温度Ｔ（θ_i）を算出（推定）するようにしてもよい。

（ポリトロープ指数）
本実施形態にあっては、圧縮行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６（第１の値）とし、膨張行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．４０（第２の値）としている。これら圧縮行程のポリトロープ指数の基準値Ｎｐ（Ｎｐ＝１．３６）、及び、膨張行程のポリトロープＮｐ（Ｎｐ＝１．４０）は、実験・シミュレーション等によって求めた値である。

そして、本実施形態では、上記ポリトロープ指数の基準値Ｎｐに以下に示すポリトロープ指数補正係数Ｋを乗じることによりポリトロープ指数ｎを求める（ｎ＝Ｎｐ×Ｋ）。

（補正係数等）
まず、筒内での熱伝達は時間と温度差で変化するので、その時間と温度差（筒内ガス温度と壁面温度（筒内壁面温度）との温度差）とをパラメータとして、負荷格子点補正係数（以下、補正係数マップ値ともいう）を求めるためのマップを作成し、そのマップから指数係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを求めるようにする。具体的には、上記時間をエンジン回転数ＮＥ［ｒｐｍ］で代用し、温度については燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ³］で代用して、それらエンジン回転数ＮＥと燃料噴射量Ｑｖとをパラメータとして、補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを求めるためのマップ（図５に示すマップ）を実験・シミュレーション等によって予め作成している。この図５のマップはＥＣＵ１００のＲＯＭ内に記憶されている。

この図５のマップにおいて、燃料噴射量Ｑｖが小さい領域（低負荷領域）、及び、エンジン回転数ＮＥが高い領域（高回転域）では、補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰは「１」もしくは「１」に近い値となっている。また、エンジン回転数ＮＥが小さいほど（熱伝達の時間が長いほど）圧縮ガス温度が低い傾向となる点、及び、同じエンジン回転数ＮＥであっても燃料噴射量Ｑｖが大きいほど筒内ガス温度を壁面温度との温度差が大きくなるという点を考慮して、エンジン回転数ＮＥが低いほど、また、燃料噴射量Ｑｖが多いほど、補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰが小さい値となるように設定されている。なお、図５のマップにおいて、エンジン回転数ＮＥ及び燃料噴射量Ｑｖがマップ上の各ポイント間の値になるときには、補間処理にて補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを算出する。

また、本実施形態では、エンジン１の水温が所定未満である冷温時と、エンジン１の水温が所定値以上の完全暖機時とを区別して上記補正係数Ｋを設定するようにしている。

具体的には、エンジン１の水温が４０℃未満の冷温時には、上記図５のマップから読み込んだ補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰをそのままポリトロープ指数補正係数Ｋとする（補正係数Ｋ＝ＭＡＰ＿ＮＰ）。

また、エンジン１の水温が４０℃以上である完全暖機時には、上記図５のマップから読み込んだ補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを用いて、以下の式（５）（ＥＣＵ１００のＲＯＭに記憶）によってポリトロープ指数補正係数Ｋを求める。ただし、式（５）から求めたポリトロープ指数補正係数Ｋが「１」よりも大きい値となる場合には、ポリトロープ指数補正係数Ｋは「１」とする。なお、冷温時と完全暖機時とを区別する値（水温）は４０℃に限定されるものではなく、他の任意の値が適宜設定される。

補正係数Ｋ＝ＭＡＰ＿ＮＰ＋（水温−４０℃）／１００ ・・・（５）
次に、圧縮ガス温度推定処理の具体的な例について図７のフローチャートを参照して説明する。この図７の処理ルーチンはＥＣＵ１００において所定時間（例えば、クランクシャフトの所定回転角毎、または、数ｍｓｅｃ）に繰り返して実行される。

まず、ステップＳＴ１０１において、クランクポジションセンサ４０の出力信号等に基づいてエンジン１の現在の行程が圧縮行程であるか否かを判定する。その判定結果が否定判定（ＮＯ）である場合はステップＳＴ１１１に進む。ステップＳＴ１０１の判定結果が肯定判定（ＹＥＳ）である場合はステップＳＴ１０２に進む。

ステップＳＴ１０２では、現在の行程が圧縮行程であるのでポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６とする（Ｎｐ＝１．３６）。

ステップＳＴ１０３では、クランクポジションセンサ４０の出力信号からエンジン回転数ＮＥを算出し、そのエンジン回転数ＮＥ及び燃料噴射量Ｑｖ（指令値）に基づいて図５のマップを参照して、ポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを読み込む。

次に、ステップＳＴ１０４において、水温センサ４６の出力信号から現在の水温を算出し、その水温が４０℃未満であるか否かを判定する。その判定結果が肯定判定（ＹＥＳ）である場合（［水温＜４０℃］である場合）は、冷温時であると判断してステップＳＴ１０５に進む。ステップＳＴ１０５では、上記ステップＳＴ１０３で読み込んだ補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰをそのままポリトロープ指数補正係数Ｋとする。

上記ステップＳＴ１０４の判定結果が否定判定（ＮＯ）である場合（［水温≧４０℃］である場合は、完全暖機時であると判断してステップＳＴ１１５に進む。ステップＳＴ１１５では、上記ステップＳＴ１０３で読み込んだ補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを用いて上記した式（５）［補正係数Ｋ＝ＭＡＰ＿ＮＰ＋（水温−４０℃）／１００］によってポリトロープ指数補正係数Ｋを算出する。

ステップＳＴ１０６では、上記ステップＳＴ１０５またはステップＳＴ１１５で取得したポリトロープ指数補正係数Ｋを用い、上記ポリトロープ指数の基準値Ｎｐ（圧縮行程の場合はＮｐ＝１．３６）にポリトロープ指数補正係数Ｋを乗じることによって、ポリトロープ指数ｎを算出する（ｎ＝Ｎｐ×Ｋ）。

そして、ステップＳＴ１０７において、上記ステップＳＴ１０６で算出したポリトロープ指数ｎを用いて、上記した圧縮行程のときの温度推定の式（２）［Ｔ（θ）＝Ｔ_BDC×ε（θ）^n-1］によって、現在のクランク角θにおける圧縮ガス温度Ｔ（θ）を算出（推定）する。

ここで、圧縮ガス温度の算出に用いる下死点時筒内ガス温度（圧縮開始時のガス温度）Ｔ_BDCは、定容容器（筒内）の初期（熱エネルギ投入前）の筒内ガス温度であって、例えば、インマニガス温度を下死点時筒内ガス温度Ｔ_BDCとして用いる。そのインマニガス温度については、インマニ温度センサ４９にて検出された検出値を用いる。なお、インマニガス温度は推定値であってもよい。また、下死点時筒内ガス温度Ｔ_BDCについては、センサによる実測値（実測下死点時筒内ガス温度）を用いてもよいし、推定値（推定下死点時筒内ガス温度）を用いてもよい。

また、圧縮ガス温度の算出に用いる圧縮比ε（θ）については、現在のクランク角θに基づいて、予め計算等によって作成されたマップや数式等から求めるようにする。

以上のステップＳＴ１０１〜ステップＳＴ１０５（またはステップＳＴ１１５）〜ステップＳＴ１０７の各処理は、ステップＳＴ１０１の判定結果が否定判定（ＮＯ）となるまで、つまり、エンジン１の行程が圧縮行程から膨張行程に移行するまで繰り返して実行される。そして、膨張行程に移行した時点（ステップＳＴ１０１：ＮＯとなった時点）でステップＳＴ１１１に進む。

ステップＳＴ１１１では現在のエンジン１の行程が膨張行程であるか否かを判定する。ここで、圧縮行程が終了した時点（ステップＳＴ１０１：ＮＯとなった時点）ではエンジン１の行程は膨張行程に移行するので、ステップＳＴ１１１の判定結果は肯定判定（ＹＥＳ）となり、ステップＳＴ１１２に進む。なお、ステップＳＴ１１１の判定結果が否定判定（ＮＯ）である場合（圧縮行程ではなく、膨張行程でもない場合）はリターンする。

ステップＳＴ１１２では、エンジン１の現在の行程が膨張行程であるので、ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．４０とする（Ｎｐ＝１．４０）。ここで、圧縮行程から膨張行程に移行した際に、ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを直ぐに１．４０（１．３６→１．４０）とすると、ポリトロープ指数ｎの変化が連続的でなくなり、圧縮ガス温度の推定値がステップ状に変化してしまうので、好ましくない。そこで、本実施形態では、圧縮行程から膨張行程に移行した際に、図６に示すように、ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６から１．４０に徐々に変化させる。より具体的には、以下の式（６）を用いてポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６から１．４０に徐々に変化させる。その後に、ステップＳＴ１０３に進む。

Ｎｐ＝(１．４０−１．３６)[１−ｅｘｐ(Ａ×クランク角^B)]＋１．３６ ・・（６）
ただし、Ａ，Ｂは実験またはシミュレーションにより求められた定数である。また、クランク角は、圧縮上死点（ＴＤＣ）に対するクランク角［°ＣＡ］である。

なお、上記図６はポリトロープ指数の基準値Ｎｐを徐変させる形態の一例であって、これに限定されるものではなく、他の任意の形態でポリトロープ指数の基準値Ｎｐを徐変させるようにしてもよい。また、上記式（６）は、ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを徐変させる式の一例であって、これに限定されるものではなく、他の任意の徐変式を用いてもよい。

そして、エンジン１の行程が膨張行程であるときにも、上記した圧縮行程と同様に、ステップＳＴ１０３において、クランクポジションセンサ４０の出力信号からエンジン回転数ＮＥを算出し、そのエンジン回転数ＮＥ及び燃料噴射量Ｑｖ（指令値）に基づいて、図５のマップを参照してポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを読み込む。次に、ステップＳＴ１０４において、水温センサ４６の出力信号から現在の水温を算出し、その水温が４０℃未満であるか否かを判定する。その判定結果が肯定判定（ＹＥＳ）である場合（［水温＜４０℃］である場合）は、冷温時であると判断してステップＳＴ１０５に進む。ステップＳＴ１０５では、上記ステップＳＴ１０３で読み込んだ補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰをそのままポリトロープ指数補正係数Ｋとする。

上記ステップＳＴ１０４の判定結果が否定判定（ＮＯ）である場合（［水温≧４０℃］である場合は、完全暖機時であると判断してステップＳＴ１１５に進む。ステップＳＴ１１５では、上記ステップＳＴ１０３で読み込んだ補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを用いて、上記した式（５）［補正係数Ｋ＝ＭＡＰ＿ＮＰ＋（水温−４０℃）／１００］によってポリトロープ指数補正係数Ｋを算出する。

さらに、ステップＳＴ１０６において、上記ステップＳＴ１０５またはステップＳＴ１１５で取得したポリトロープ指数補正係数Ｋを用い、上記ポリトロープ指数の基準値Ｎｐ（膨張行程の場合はＮｐ＝１．４０）にポリトロープ指数補正係数Ｋを乗じることによって、ポリトロープ指数ｎを算出する（ｎ＝Ｎｐ×Ｋ）。

そして、ステップＳＴ１０７において、上記ステップＳＴ１０６で算出したポリトロープ指数ｎ（膨張行程での値）を用いて、上記した膨張行程のときの温度推定の式（３）［Ｔ（θ_i）＝Ｔ（θ_i-1）×｛Ｖ（θ_i-1）／Ｖ（θ_i）｝^n-1］によって、現在のクランク角θ_iにおける圧縮ガス温度Ｔ（θ_i）を算出（推定）する。ここで、上記式（３）のＴ（θ_i-1）の初期値（膨張行程に移行した際に最初に用いる値）については、圧縮行程のときに最後に算出を行った圧縮ガス温度Ｔ（θ）を圧縮ガス温度Ｔ（θ_i-1）の初期値とする。また、Ｖ（θ_i-1）、Ｖ（θ_i）については、前回のクランク角θ、現在のクランク角θに基づいて、予め計算等によって作成されたマップや数式等から求めるようにする。

以上のステップＳＴ１１１〜ステップＳＴ１０２〜ステップＳＴ１０５（またはステップＳＴ１１５）〜ステップＳＴ１０７の各処理は、ステップＳＴ１１１の判定結果が否定判定（ＮＯ）となるまで、つまり、膨張行程が終了するまで繰り返して実行される。そして、膨張行程が終了した時点（ステップＳＴ１１１：ＮＯとなった時点）でリターンされ次の圧縮行程を迎えるまで処理は待機状態となる。

＜効果＞
以上説明したように、本実施形態によれば、圧縮行程と膨張行程とに区別し、さらに水温が所定値未満の低温時と水温が所定値以上の完全暖機時とに区別してポリトロープ指数ｎを求めて圧縮ガス温度を推定しているので、圧縮ガス温度をより正確に推定することが可能になる。しかも、圧縮行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐ、及び、膨張行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐをそれぞれ補正してポリトロープ指数ｎを求めているので、ポリトロープ指数を瞬時に算出する場合と比較して、簡単な処理のもとに圧縮ガス温度を精度良く推定することができる。

−熱発生率波形の推定等について−
以上のように、本実施形態にあっては、圧縮ガス温度を精度良く推定することが可能であるので、例えば、熱発生率波形を構成する低温酸化反応の反応開始時期（７５０Ｋとなるクランク角）を精度良く推定することができる。これにより、例えば、Ｗｉｅｂｅ関数（特開２００７−２４８１１９号公報、特開２００７−１２６９９７号公報等参照）の熱発生開始点のクランク角［°ＣＡ］を求めることが可能になる。

そして、燃料噴射量Ｑｖ［ｍｍ³］と熱発生効率３０Ｊ／ｍｍ³（この値については後述する）とから熱発生量（＝Ｑｖ×３０）を求め、その熱発生量を基に、熱発生率最大クランク角及び反応期間（燃焼期間）を規定することにより、これら熱発生率最大クランク角及び反応期間と上記熱発生開始点のクランク角とを用いて、熱発生率波形を推定することが可能になる。また、同様な処理にて、高温酸化反応の反応開始時期（熱発生開始点のクランク角）を求めるとともに、その高温酸化反応の熱発生率最大クランク角及び反応期間（燃焼期間）を規定することにより、熱発生率波形を推定することが可能になる。

（熱発生効率について）
まず、燃焼室３内で理想的な燃焼が行われている場合には、燃焼期間全体に亘る燃料の単位体積当たりの発生熱量は最大値となる。つまり、燃焼室３内の酸素濃度及び酸素過剰率が十分に確保されており、筒内温度が燃料の自着火温度に達しており、かつ、燃料噴射量指令値に応じた適切な量の燃料がインジェクタ２３から噴射されている場合には、噴射された燃料の大部分が良好に燃焼する。このため、この燃焼期間における燃料の単位体積当たりの発生熱量は最大値となる。この発生熱量の最大値を基準熱発生効率と呼び、燃料が軽油である場合は、基準熱発生効率は３０Ｊ／ｍｍ³となる。この値（３０Ｊ／ｍｍ³）は実験的に求められた値である。そして、そのような基準熱発生効率を上記した熱発生効率の固定値（３０Ｊ／ｍｍ³）として、発熱量（投入エネルギ＝ＱＶ［ｍｍ³］×３０Ｊ／ｍｍ³）を求めることができる。

ここで、軽油の単位質量当たりの発熱量は４２．９４ｋＪ／ｇであり、軽油の密度は０．８３４×１０^-3ｇ／ｍｍ³であるので、単位体積当たりの発生熱量の最大値は、理論上では３５．８Ｊ／ｍｍ³となる。しかし、実際の燃料（軽油）では、燃焼室３内での燃焼行程における熱発生に寄与しない燃料（例えば排気行程において燃焼を行う燃料や、排気系７において燃焼を行う燃料）が存在するため、実際の燃料の単位体積当たりの発生熱量の最大値（基準熱発生効率）は３０Ｊ／ｍｍ³となる。つまり、一般的なエンジン１は実行率が８３．８％（＝３０／３５．８）で稼働していることになる。なお、本発明の発明者は、上記基準熱発生率を実験によって調べたところ、基準熱発生効率は、燃料噴射量・燃料噴射圧に関係なく、３０Ｊ／ｍｍ³となることが確認できている。

−他の実施形態−
以上の例では、車両に搭載される直列４気筒ディーゼルエンジンの温度推定・温度センサ故障診断に本発明を適用した場合について説明した。本発明は、車両用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンの圧縮ガス温度推定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。

以上の例では、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の圧縮ガス温度推定への適用も可能である。

また、本発明は、ディーゼルエンジンに限られることなく、ガソリンエンジンの圧縮ガス温度推定にも適用することができる。

本発明は、ディーゼルエンジン等の内燃機関の圧縮ガス温度を推定する圧縮ガス温度推定装置に有効に利用することができる。

１ エンジン（内燃機関）
２ 燃料供給系
３ 燃焼室（気筒）
２１ サプライポンプ
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
４０ クランクポジションセンサ
４６ 水温センサ
４９ インマニ温度センサ（吸気温センサ）
１００ ＥＣＵ

Claims (4)

1. 内燃機関の圧縮ガス温度を推定する装置であって、
   下死点時筒内ガス温度Ｔ_BDC、圧縮比ε（θ）、ポリトロープ指数ｎを用いて、圧縮行程にあるときには以下の式（２）によって圧縮ガス温度Ｔ（θ）を推定し、膨張行程にあるときには以下の式（３）によって圧縮ガス温度Ｔ（θ_i）を推定するように構成されているとともに、
   圧縮行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを第１の値とし、膨張行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを第２の値として、そのポリトロープ指数の基準値Ｎｐに、前記内燃機関の水温が所定値未満である低温時の補正係数、または、前記内燃機関の水温が所定値以上である暖機時の補正係数を乗じて、前記圧縮ガス温度の推定に用いるポリトロープ指数ｎを求めることを特徴とする内燃機関の圧縮ガス温度推定装置。
   Ｔ（θ）＝Ｔ_BDC×ε（θ）^n-1 ・・・（２）
   Ｔ（θ_i）＝Ｔ（θ_i-1）×｛Ｖ（θ_i-1）／Ｖ（θ_i）｝^n-1 ・・・（３）
2. 請求項１記載の内燃機関の圧縮ガス温度推定装置において、
   前記内燃機関の回転数と燃料噴射量とをパラメータとして前記ポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを求めるマップが予め設定されており、
   前記内燃機関の水温が４０℃未満である低温時には前記マップから求めたポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰをそのまま補正係数Ｋとして用いてポリトロープ指数ｎを求めて圧縮ガス温度を推定し、
   前記内燃機関の水温が４０℃以上である暖機時には、前記マップから求めたポリトロープ指数の補正係数マップ値ＭＡＰ＿ＮＰを以下の式（５）によって補正して、その補正後の補正係数Ｋを用いてポリトロープ指数ｎを求めて圧縮ガス温度を推定することを特徴とする内燃機関の圧縮ガス温度推定装置。
   補正係数Ｋ＝ＭＡＰ＿ＮＰ＋（水温−４０℃）／１００ ・・・（５）
3. 請求項１または２記載の内燃機関の圧縮ガス温度推定装置において、
   圧縮行程から膨張行程に移行した際に、前記ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを前記第１の値から前記第２の値に徐々に変化させて前記圧縮ガス温度の推定を行うことを特徴とする内燃機関の圧縮ガス温度推定装置。
4. 請求項３記載の内燃機関の圧縮ガス温度推定装置において、
   前記圧縮行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６とし、前記膨張行程のときのポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．４０とし、
   以下の式（６）に基づいて前記ポリトロープ指数の基準値Ｎｐを１．３６から１．４０に徐々に変化させることを特徴とする内燃機関の圧縮ガス温度推定装置。
   Ｎｐ＝(１．４０−１．３６)[１−ｅｘｐ(Ａ×クランク角^B)]＋１．３６ ・・・（６）
   ただし、Ａ．Ｂ：実験またはシミュレーションにより求められた定数

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