JP2014202181A - 内燃機関の筒内温度推定装置および熱発生率波形作成装置ならびに燃焼状態診断装置 - Google Patents

Abstract

【課題】内燃機関の筒内温度を高い精度で推定できる筒内温度推定装置および熱発生率波形作成装置ならびに燃焼状態診断装置を提供する。【解決手段】ディーゼルエンジンにおいて、気筒内をキャビティ内領域とキャビティ外領域とに分割する。また、各領域をメイン領域と壁面近傍領域とに分割する。キャビティ内領域およびキャビティ外領域の燃料分配率に応じて算出した値に、所定のガード値、燃焼ガス溢れ出し量等を考慮してメイン領域の温度を算出する。このメイン領域の温度に所定の反映率を乗算することにより各壁面近傍領域を算出する。算出した各領域の温度を利用し、各領域毎に、噴射された燃料の各反応それぞれの反応形態に対して理想熱発生率波形モデルを作成し、この理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して合成することにより理想熱発生率波形を作成する。【選択図】図２２

Description

本発明は、ディーゼルエンジン等の内燃機関の筒内温度推定装置、および、その推定された筒内温度に基づいて熱発生率波形を作成する装置、ならびに、その作成された熱発生率波形を利用して実際の燃焼状態を診断する装置に関する。

従来から周知のように、自動車用エンジン等として使用されるディーゼルエンジン（以下、単にエンジンと呼ぶ場合もある）にあっては、エンジンの回転速度や負荷に基づいて決定されるエンジン運転状態に応じた燃料噴射量等の各制御パラメータの適合値を実験やシミュレーションによって求めて制御用マップを作成し、これがエンジン制御用の電子制御ユニット（エンジンＥＣＵ）に記憶されている。そして、この制御用マップ上の適合値を参照しつつ、エンジンＥＣＵがエンジンの制御を行うようになっている。

また、エンジン運転状態に応じて各制御パラメータを補正する場合、気筒内における燃料の反応状態（例えば燃料の着火時期等；以下、燃焼状態という場合もある）を認識し、それに応じて、所望の反応状態が得られるように各制御パラメータを補正することが望ましい。

例えば、１行程中にインジェクタからの燃料噴射を複数回に亘って実行する場合に、進角側で噴射された燃料の燃焼に起因して上昇する筒内温度に基づいて、遅角側の燃料噴射の噴射時期や噴射量を補正することが挙げられる。

また、このように気筒内における燃料の反応状態に応じて各制御パラメータを補正する手段の一つとして、例えば特許文献１に開示されているように、燃焼時における熱発生率波形を求め、その熱発生率波形が理想的な波形となるように各制御パラメータを補正することが知られている。

特開２０１１−１０６３３４号公報 特開２０１１−５８３７７号公報

しかしながら、従来の筒内温度の推定手法では、前記進角側で噴射された燃料の燃焼に起因して上昇する筒内温度を平均化し、この筒内平均温度に基づいて、筒内全体を一つの燃焼領域として扱って遅角側の燃料噴射の噴射時期や噴射量を補正していた。

しかしながら、前記進角側で噴射された燃料の燃焼場は筒内全体に亘って均一とはなっていない。これは、筒内に噴霧塊の分布が存在しているためである。つまり、筒内には前記燃料の燃焼場となって大幅に温度が上昇している領域と、前記燃料の燃焼場とはならず温度の上昇が僅かである領域（主にピストンによるガスの圧縮によって温度が上昇している領域）とが存在している。

このような温度分布が存在しているため、遅角側で燃料を噴射する場合に、各制御パラメータを高い精度で補正することが難しく、適切な制御が行えない可能性があった。

そこで、本発明の発明者は、筒内を複数の領域に分割し、これら分割した各領域それぞれに対して燃焼状態を規定することが、適切な制御を行う上で有効であることを見出した。

なお、特許文献２には、筒内ガスの熱損失が筒内の各領域で異なっていることに鑑みて筒内ガス温度を推定することが開示されている。しかしながら、筒内の燃焼状態を高い精度で規定するためには、熱損失を考慮するのみでは不十分である。

本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、内燃機関の筒内温度を高い精度で推定できる筒内温度推定装置および熱発生率波形作成装置ならびに燃焼状態診断装置を提供することにある。

−発明の解決原理−
前記の目的を達成するために講じられた本発明の解決原理は、筒内における燃焼領域を燃料噴霧の形態が異なる複数の領域に分割し、それぞれにおける燃料の燃焼に起因する温度を個別に推定するようにしている。

−解決手段−
具体的に、本発明は、燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記気筒内の温度を推定する装置を対象とする。この筒内温度推定装置に対し、前記気筒内を、気筒内の温度分布に基づいて複数の領域に分割し、前記複数の領域のうち少なくとも一つの領域を対象領域として、その対象領域の温度を、前記気筒内の温度分布から推定する構成としている。

この特定事項により、例えば同一行程において燃料噴射弁から複数回の燃料噴射を行う場合等にあっては、進角側で噴射された燃料の燃焼に伴って生じる気筒内の温度分布を推定し、その上で、遅角側の燃料噴射を行った場合の燃焼状態（着火時期など）を正確に把握することが可能になる。このため、筒内全体の温度を平均化して燃焼状態を規定する従来技術に比べて、気筒内の各所における燃料の反応状態をより正確に把握することが可能になる。

具体的に、前記複数の領域は、ピストンに設けられたキャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれにおける中央空間領域および壁面近傍領域である。

前記キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域の何れにおいても、その中央空間領域の燃料密度は比較的高く、その外側の領域である壁面近傍領域の燃料密度は比較的低くなっている。つまり、キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域では、主たる燃焼は中央空間領域で行われ、この燃焼に伴う中央空間領域での温度上昇量は比較的大きく、壁面近傍領域での温度上昇量は比較的小さくなっている。また、キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれにおける燃料量（燃料噴射弁から供給されている燃料量）は、燃料噴射開始時期および燃料噴射期間に応じて変動する。このように、燃料密度および燃料量は、キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれの中央空間領域および壁面近傍領域では互いに異なっており、その燃料が燃焼した場合の各領域の温度にも差が生じることになる。このことを考慮し、本解決手段では、これら領域を個別に扱ってそれぞれに対して温度の推定を行うようにしており、これによって気筒内の各所における燃料の反応状態を正確に把握することが可能になる。

各領域の温度をより正確に推定するための構成として以下のものが挙げられる。つまり、前記燃料の燃焼に伴う前記キャビティの内部領域からキャビティの外部領域への燃焼ガスの溢れ出し量、または、前記キャビティの外部領域からキャビティの内部領域への燃焼ガスの溢れ出し量に基づく補正を行って前記対象領域の温度を推定する構成としている。

例えばキャビティの内部領域に供給される燃料量が所定量を超えている場合には、その燃料の噴霧や既燃ガスがキャビティの内部領域からキャビティの外部領域に溢れ出す可能性がある。同様に、キャビティの外部領域に供給される燃料量が所定量を超えている場合にも、その燃料の噴霧や既燃ガスがキャビティの外部領域からキャビティの内部領域に溢れ出す可能性がある。この溢れ出た噴霧や既燃ガスはその領域（溢れ出た側の領域）の温度に影響を与えることになる。具体的には、その漏れ出し量が多いほど、それに起因して温度が上昇する可能性がある。本解決手段では、この噴霧や既燃ガスの溢れ出し量を考慮した補正を行って対象領域の温度を推定することにより、温度推定の精度をいっそう高めることができる。

また、前記燃料噴射弁の燃料噴射期間を、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の略全量がキャビティの外部領域に噴射されるキャビティ外燃料噴射期間と、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の略全量がキャビティの内部領域に噴射されるキャビティ内燃料噴射期間と、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の一部がキャビティの外部領域に他がキャビティの内部領域にそれぞれ噴射される遷移燃料噴射期間とに分けて、それぞれの期間におけるキャビティの内部領域に噴射される燃料およびキャビティの外部領域に噴射される燃料それぞれの分配率を算出し、この分配率から、キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれの中央空間領域の温度を推定する構成としている。

気筒内における温度上昇量としては、ピストンによるガスの圧縮に伴う温度上昇量よりも、その領域に存在する燃料の燃焼による温度上昇量の方が大幅に大きい。つまり、領域の温度上昇量は、燃料の燃焼による温度上昇量が大半を支配する。このため、対象領域に存在する燃料の量を正確に求めることで、その温度上昇量を正確に推定することが可能になる。この点を考慮し、本解決手段では、燃料噴射弁の燃料噴射期間を、キャビティ外燃料噴射期間、キャビティ内燃料噴射期間、および、遷移燃料噴射期間に分け、それぞれの期間におけるキャビティの内部領域に噴射される燃料およびキャビティの外部領域に噴射される燃料それぞれの分配率を算出することで各領域に噴射された燃料の量を正確に求めるようにしている。このため、各領域における温度上昇量を正確に推定することが可能になる。

さらに、前記キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれにおける壁面近傍領域の温度を、その壁面近傍領域の内側に存在する前記中央空間領域の温度に、その温度に基づいて設定された反映率を乗算することによって算出する構成としている。

壁面近傍領域の温度は、その領域の内側に存在する中央空間領域の温度よりも低い。また、この両温度には相関がある。このため、中央空間領域の温度に所定の反映率を乗算することで壁面近傍領域の温度を算出することが可能であり、これにより、壁面近傍領域の温度推定動作の簡素化を図ることができる。

前述の如く推定された筒内温度に基づいて熱発生率波形を作成する装置として具体的には、前記推定された温度を含む対象領域環境に応じて、燃料の反応状態を求めて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

ここでいう「理想熱発生率波形」とは、指令噴射量に応じた燃料噴射量、指令噴射圧力に応じた燃料噴射圧力、指令噴射期間に応じた燃料噴射期間が確保された状態であって、燃焼効率が十分に高い場合を想定した理論上得られるべき熱発生率波形をいう。

前述した如く筒内各所の対象領域の温度を高い精度で推定し、その上で対象領域の理想熱発生率波形が作成されることになるため、燃料の反応の開始時期を高い精度で規定することが可能になる。このため、筒内全体のガス温度等を平均化して燃焼状態（熱発生率波形）を規定する従来技術に比べて、各対象領域における燃料の反応状態をより正確に規定することができ、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

なお、本発明でいう「理想熱発生率波形の作成」は、実際に理想熱発生率波形を描くものには限定されず、例えば理想熱発生率波形の作成が可能な程度まで、クランク軸の単位回転角度毎の熱発生量が規定された状態となっていることも含まれる概念である。

また、燃料噴射弁から噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を領域内の環境に応じて算出して理想熱発生率波形を作成する構成としている。

この構成により、温度や燃料密度等の物理量が互いに異なっている可能性のある前記各対象領域それぞれに対し、各対象領域に存在する燃料の反応状態（複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間）を対象領域内の環境に応じて個別に求めて理想熱発生率波形をそれぞれ作成することになる。この場合にも、筒内全体のガス温度等を平均化して燃焼状態（熱発生率波形）を規定する従来技術に比べて、各対象領域における燃料の反応状態をより正確に規定することができ、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

前記燃料の複数の反応として具体的には、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応が挙げられる。

このように、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応それぞれに対して理想熱発生率波形を求めておくことで、個々の反応形態を個別に規定することが可能である。例えば後述する燃焼状態の診断に利用する場合には、この理想熱発生率波形と実熱発生率波形とを比較することにより、何れの反応において異常が生じているかを判別することが可能になる。特に、気化反応や熱分解反応は吸熱反応であるが（熱分解反応が発熱反応である場合もある）、この吸熱反応に対しても、その反応速度、反応量、反応期間に異常が生じていないか否かを診断することが可能であり、診断精度の向上を図ることができる。なお、前記各反応それぞれに対して求められた理想熱発生率波形の利用形態としては、燃焼状態の診断だけでなく、内燃機関の設計や制御パラメータの適合値の取得等も挙げられる。

前述の如く領域毎に作成された理想熱発生率波形の利用形態としては、この理想熱発生率波形が求められた各領域それぞれの理想熱発生率波形を合成することによって気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成するようにしている。

これにより、作成された気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形は、筒内全体のガス温度等を平均化して熱発生率波形を規定する従来技術に比べて、高い信頼性が得られたものとなる。

また、前記理想熱発生率波形の作成手順としては、前記各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで作成される。

このように三角形に近似させた熱発生率波形モデルを作成し、この熱発生率波形モデルを利用して理想熱発生率波形を作成することにより、その作成のための演算処理の簡素化を図ることができ、ＥＣＵ等の演算手段への負荷の軽減を図ることができる。

前述した内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形を利用して燃焼状態を診断する装置として具体的には以下の構成が挙げられる。つまり、前記理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合に、燃料の反応に異常が生じていると診断する構成とするものである。

より具体的には、前記理想熱発生率波形と実熱発生率波形とを燃料の各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている反応が存在する場合に、その反応に異常が生じていると診断する構成とするものである。

ここでいう「反応の異常」とは、内燃機関の運転に支障を来す程度の反応異常（機器の故障など）に限らず、内燃機関の制御パラメータの補正（または学習）が可能な（例えば排気エミッションや燃焼音を規制の範囲内に抑えるための補正が可能である）程度に、熱発生率波形に乖離が生じている場合も含むものである。

この特定事項により、燃料の複数の反応（反応形態）それぞれにおいて、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、その反応に異常が生じていると診断することになる。つまり、燃料の各反応それぞれは、特性（反応開始温度や反応速度等）が互いに異なっているため、それぞれの理想的な特性と、実際に得られた（実測された）実熱発生率波形の特性とを比較することにより、異常が生じている反応の特定を高い精度で行うことができる。このため、診断精度の向上を図ることができる。そして、異常であると診断された反応形態に対して改善策（例えば内燃機関の制御パラメータの補正）を講じることにより、異常であると診断された反応形態に適した制御パラメータを選択し、その制御パラメータを補正することができる。このため、内燃機関の制御性を大幅に改善することができる。

前記内燃機関の燃焼状態診断装置の使用形態として具体的には、車両への実装または実験装置への搭載が挙げられる。

本発明では、内燃機関の気筒内を、気筒内の温度分布に基づいて複数の領域に分割し、対象領域の温度を、気筒内の温度分布から推定するようにしたことにより、気筒内の各所における燃料の反応状態を正確に規定することが可能になる。また、この推定した気筒内温度に基づいて理想熱発生率波形を作成する場合には、その波形に高い信頼性を得ることが可能になる。また、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の異常診断を行うようにした場合には、診断精度の向上を図ることができる。

実施形態に係るディーゼルエンジンおよびその制御系統の概略構成を示す図である。 ディーゼルエンジンの燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。 ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。 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および燃焼室の模式図である。 メイン噴射実行時における燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。 メイン噴射実行時における燃焼室の平面図である。 噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される状態を示す燃焼室周辺の模式図である。 キャビティ外領域に燃料が噴射された状態で、ピストンが圧縮上死点近傍まで移動した場合に噴霧が存在する領域を示す図である。 噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射される状態を示す燃焼室周辺の模式図であって、図９（ａ）はピストンが圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を、図９（ｂ）はピストンが下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時をそれぞれ示す図である。 キャビティ内領域に燃料が噴射された際に噴霧が存在する領域を示す図である。 噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される状態を示す燃焼室周辺の模式図であって、図１１（ａ）はピストンが圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を、図１１（ｂ）はピストンが下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時をそれぞれ示す図である。 噴射燃料の一部がキャビティ内領域に向けて噴射され、他がキャビティ外領域に向けて噴射される状態を示す燃焼室周辺の模式図であって、図１２（ａ）はピストンが圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を、図１２（ｂ）はピストンが下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時をそれぞれ示す図である。 噴射燃料の一部がキャビティ内領域に向けて噴射され、他がキャビティ外領域に向けて噴射された状態で、ピストンが圧縮上死点近傍まで移動した場合に噴霧が存在する領域を示す図である。 クランク角度位置と、インジェクタから噴射される燃料のキャビティ内燃料分配率との関係を示す図である。 キャビティ内燃料分配率の算出手法を説明するための図である。 各燃料噴射期間パターンを説明するための図１４に相当する図である。 燃料噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形と熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）波形との関係の一例を示す波形図である。 燃焼状態診断および制御パラメータ補正の手順を示すフローチャート図である。 クランク角度位置と体積比率との関係を示す図である。 キャビティ外膨張指標と流出熱量比率との関係を示す図である。 燃焼ガス塊温度の変化に対する境界層内高温部温度および内壁面近傍領域への温度の反映率の変化を示す図である。 燃料噴射率、熱発生率、筒内各領域の温度の変化の一例を示す図である。 回転速度補正係数マップを示す図である。 理想熱発生率波形モデルを示し、図２４（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形である場合を、図２４（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合をそれぞれ示す図である。 図２５（ａ）は、インジェクタから燃料噴射が行われた場合における経過時間と気筒内への燃料供給量との関係を示し、図２５（ｂ）は、各噴射期間で噴射された燃料の反応量を示す図である。 キャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ外メイン領域の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。 図２６の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形を示す図である。 キャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合のシリンダ内壁面近傍領域の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。 図２８の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形を示す図である。 キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ内メイン領域の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。 図３０の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形を示す図である。 キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ内壁面近傍領域の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。 図３２の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形を示す図である。 各領域を対象とした理想熱発生率波形を合成することにより作成された筒内全体を対象とした理想熱発生率波形を示す図である。 理想熱発生率波形（実線）および実熱発生率波形（破線、一点鎖線、二点鎖線）の一例を示す図である。

以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態では、自動車に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒（例えば直列４気筒）ディーゼルエンジン（圧縮自着火式内燃機関）に、本発明に係る燃焼状態診断装置を搭載（車両に実装）した場合について説明する。

−エンジンの構成−
図１は本実施形態に係るディーゼルエンジン１（以下、単にエンジンという）およびその制御系統の概略構成図である。また、図２は、ディーゼルエンジン１の燃焼室３およびその周辺部を示す断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係るエンジン１は、燃料供給系２、燃焼室３、吸気系６、排気系７等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。

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

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

吸気系６は、シリンダヘッド１５（図２参照）に形成された吸気ポート１５ａに接続される吸気マニホールド６３を備え、この吸気マニホールド６３に吸気管６４が接続されている。これら吸気ポート１５ａ、吸気マニホールド６３および吸気管６４等によって吸気通路が構成されている。また、この吸気通路には、上流側から順にエアクリーナ６５、エアフローメータ４３、吸気絞り弁（ディーゼルスロットル）６２が配設されている。前記エアフローメータ４３は、エアクリーナ６５を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力する。

排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された排気ポート７１に接続される排気マニホールド７２を備え、この排気マニホールド７２に対して、排気管７３が接続されている。これら排気ポート７１、排気マニホールド７２および排気管７３等によって排気通路が構成されている。また、この排気通路には排気浄化ユニット７７が配設されている。この排気浄化ユニット７７には、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としてのＮＳＲ（ＮＯｘ Ｓｔｏｒａｇｅ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ）触媒(排気浄化触媒)７５および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（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｒｔｉｃｕｌａｔｅ−ＮＯｘ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｓｙｓｔｅｍ）触媒を適用してもよい。

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

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

このキャビティ１３ｂの形状としては、その中央部分（シリンダ中心線Ｐ上）では凹陥寸法が小さく、外周側に向かうに従って凹陥寸法が大きくなっている。つまり、図２に示すようにピストン１３が圧縮上死点付近にある際、このキャビティ１３ｂによって形成される燃焼室３としては、中央部分では比較的容積の小さい狭小空間とされ、外周側に向かって次第に空間が拡大される（拡大空間とされる）構成となっている。

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

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

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

さらに、図１に示す如く、このエンジン１には、過給機（ターボチャージャ）５が設けられている。このターボチャージャ５は、タービンシャフト５１を介して連結されたタービンホイール５２およびコンプレッサホイール５３を備えている。コンプレッサホイール５３は吸気管６４内部に臨んで配置され、タービンホイール５２は排気管７３内部に臨んで配置されている。このためターボチャージャ５は、タービンホイール５２が受ける排気流（排気圧）を利用してコンプレッサホイール５３を回転させ、吸気圧を高めるといった所謂過給動作を行うようになっている。本実施形態におけるターボチャージャ５は、可変ノズル式ターボチャージャであって、タービンホイール５２側に可変ノズルベーン機構（図示省略）が設けられており、この可変ノズルベーン機構の開度を調整することにより、エンジン１の過給圧を調整することができる。

吸気系６の吸気管６４には、ターボチャージャ５での過給によって昇温した吸入空気を強制冷却するためのインタークーラ６１が設けられている。

また、エンジン１には、吸気系６と排気系７とを接続する排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。このＥＧＲ通路８は、排気の一部を適宜吸気系６に還流させて燃焼室３へ再度供給することにより燃焼温度を低下させ、これによってＮＯｘ生成量を低減させるものである。また、このＥＧＲ通路８には、電子制御によって無段階に開閉され、同通路８を流れる排気流量を自在に調整することができるＥＧＲバルブ８１と、ＥＧＲ通路８を通過（還流）する排気を冷却するためのＥＧＲクーラ８２とが設けられている。これらＥＧＲ通路８、ＥＧＲバルブ８１、ＥＧＲクーラ８２等によってＥＧＲ装置（排気還流装置）が構成されている。

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

例えば、前記エアフローメータ４３は、吸気系６内の吸気絞り弁６２上流において吸入空気の流量（吸入空気量）に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２は吸気絞り弁６２の開度を検出する。吸気圧センサ４８は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。吸気温センサ４９は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。Ａ／Ｆ（空燃比）センサ４４ａ，４４ｂは、ＮＳＲ触媒７５の上流側および下流側にそれぞれ配設され、排気中の酸素濃度に応じて連続的に変化する検出信号を出力する。なお、Ａ／Ｆセンサの配設位置としては、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。排気温センサ４５ａ，４５ｂは、同じくＮＳＲ触媒７５の上流側および下流側にそれぞれ配設され、排気ガスの温度（排気温度）に応じた検出信号を出力する。なお、排気温センサの配設位置も、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。

−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図示しないＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等からなるマイクロコンピュータと入出力回路とを備えている。図３に示すように、ＥＣＵ１００の入力回路には、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、前記レール圧センサ４１、スロットル開度センサ４２、エアフローメータ４３、Ａ／Ｆセンサ４４ａ，４４ｂ、排気温センサ４５ａ，４５ｂ、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、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９、および、筒内圧力を検出する筒内圧センサ（ＣＰＳ（Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｓｅｎｓｏｒ））４Ａなどが接続されている。

一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、前記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、吸気絞り弁６２、ＥＧＲバルブ８１、および、前記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構（可変ノズルベーンの開度を調整するアクチュエータ）５４が接続されている。

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

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

前記パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。また、本実施形態におけるパイロット噴射は、上述したメイン噴射による初期燃焼速度を抑制する機能ばかりでなく、気筒内温度を高める予熱機能をも有するものとなっている。つまり、このパイロット噴射の実行後、燃料噴射を一旦中断し、メイン噴射が開始されるまでの間に圧縮ガス温度（気筒内温度）を十分に高めて燃料の自着火温度（例えば１０００Ｋ）に到達させるようにし、これによってメイン噴射で噴射される燃料の着火性を良好に確保するようにしている。

前記メイン噴射は、エンジン１のトルク発生のための噴射動作（トルク発生用燃料の供給動作）である。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、エンジン回転速度（エンジン回転数）、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じ、要求トルクが得られるように決定される。例えば、エンジン回転速度（クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいて算出されるエンジン回転速度；エンジン回転数）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ４７により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど（アクセル開度が大きいほど）エンジン１のトルク要求値としては高く得られ、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。

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

燃料噴射を実行する際の燃料噴射圧は、コモンレール２２の内圧（コモンレール圧力）により決定される。このコモンレール内圧として、一般に、コモンレール２２からインジェクタ２３へ供給される燃料圧力の目標値、即ち目標レール圧は、エンジン負荷（機関負荷）が高くなるほど、および、エンジン回転速度（機関回転速度）が高くなるほど高いものとされる。この目標レール圧は例えば前記ＲＯＭに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。本実施形態では、エンジン負荷等に応じて燃料圧力が３０ＭＰａ〜２００ＭＰａの間で調整されるようになっている。

なお、上述したパイロット噴射およびメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。これらの噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。

また、ＥＣＵ１００は、エンジン１の運転状態に応じてＥＧＲバルブ８１の開度を制御し、吸気マニホールド６３に向けての排気還流量（ＥＧＲ量）を調整する。このＥＧＲ量は、予め実験やシミュレーション等によって作成されて前記ＲＯＭに記憶されたＥＧＲマップに従って設定される。このＥＧＲマップは、エンジン回転速度およびエンジン負荷をパラメータとしてＥＧＲ量（ＥＧＲ率）を決定するためのマップである。

前記パイロット噴射やメイン噴射などの燃料噴射パラメータについて、その最適値はエンジン１や吸入空気等の温度条件によって異なるものとなる。

例えば、前記ＥＣＵ１００は、コモンレール圧がエンジン運転状態に基づいて設定される目標レール圧と等しくなるように、即ち燃料噴射圧が目標噴射圧と一致するように、サプライポンプ２１の燃料吐出量を調量する。また、ＥＣＵ１００はエンジン運転状態に基づいて燃料噴射量および燃料噴射形態を決定する。具体的には、ＥＣＵ１００は、クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいてエンジン回転速度を算出するとともに、アクセル開度センサ４７の検出値に基づいてアクセルペダルの踏み込み量（アクセル開度）を求め、このエンジン回転速度およびアクセル開度に基づいて総燃料噴射量（パイロット噴射での噴射量とメイン噴射での噴射量との和）を決定する。

−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の一つの気筒に対して吸気マニホールド６３および吸気ポート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共に、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から吸気絞り弁６２を介して吸入された新気と、前記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（即ち、ＥＧＲ率）は、運転状態に応じて前記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に吸入された新気および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が圧縮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。例えば、ピストン１３が圧縮上死点に達する前の所定クランク角度位置において前記パイロット噴射が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で前記メイン噴射が実行されることになる。

図５は、このメイン噴射実行時における燃焼室３およびその周辺部を示す断面図であり、図６は、この燃料噴射時における燃焼室３の平面図（ピストン１３の上面を示す図）である。なお、これら図５および図６では、メイン噴射での燃料の略全量が前記キャビティ１３ｂ内に噴射されている状態を示している。図６に示すように、本実施形態に係るエンジン１のインジェクタ２３には、周方向に亘って等間隔に８個の噴孔が設けられており、これら噴孔からそれぞれ均等に燃料が噴射されるようになっている。なお、この噴孔数としては８個に限るものではない。

（燃料の噴射形態）
次に、前記インジェクタ２３から噴射された燃料の気筒内における形態について説明する。

インジェクタ２３の各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は略円錐状に拡散していく。一般に、前記パイロット噴射は、ピストン１３が圧縮上死点に達するクランク角度位置よりも進角側のクランク角度位置で実行され、例えば図７に示すように、噴射燃料の略全量がキャビティ１３ｂの外側の領域（ピストン１３の頂面１３ａとシリンダヘッド１５の下面との間の空間；以下、この空間を「キャビティ外領域」という）に向けて噴射されることになる。これにより、キャビティ外領域の予熱に寄与することになる。図８は、キャビティ外領域に燃料が噴射された状態で、ピストン１３が圧縮上死点近傍まで移動した場合に噴霧が存在する領域を示す図である（図８において破線で囲む領域Ｆ１に噴霧が存在している）。

なお、このパイロット噴射（比較的少量の噴射）の噴射時期を遅角側に移行させてキャビティ１３ｂの内部空間（以下、この空間を「キャビティ内領域」という）に向けて燃料を噴射した場合には、このキャビティ内領域を予熱することも可能である。

また、このパイロット噴射の噴射期間によっては、その噴射期間の前半ではキャビティ外領域に向けて燃料が噴射され、その噴射期間の後半ではキャビティ内領域に向けて燃料が噴射される場合もある。この際、キャビティ外領域およびキャビティ内領域がそれぞれ予熱されることになる。

また、前記メイン噴射は、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達したクランク角度位置において実行され、例えば図９（図９（ａ）はピストン１３が圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を示し、図９（ｂ）はピストン１３が下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時を示している）に示すように、一般的には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになる。

図１０は、キャビティ内領域に燃料が噴射された際に噴霧が存在する領域を示す図である（図１０において破線で囲む領域Ｆ２に噴霧が存在している）。

なお、前記メイン噴射で噴射される燃料は、必ずしも全量がキャビティ内領域に噴射されるとは限らず、早期噴射が行われる場合や噴射期間が長い場合などにあっては、そのメイン噴射の噴射開始時期や噴射終了時期によっては、一部の燃料がキャビティ外領域に噴射される場合もある。以下、具体的に説明する。

例えば図１１（ａ）（ピストン１３が圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時）に示すように、ピストン１３が圧縮上死点に達するクランク角度位置よりも所定量だけ進角側のクランク角度位置にある状態でメイン噴射が開始された場合には、このメイン噴射の噴射期間の初期に噴射された燃料については前記キャビティ外領域に向けて噴射されることになる。また、例えば図１１（ｂ）（ピストン１３が下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時）に示すように、ピストン１３が圧縮上死点に達したクランク角度位置よりも所定量だけ遅角側のクランク角度位置にある状態までメイン噴射が継続された場合には、このメイン噴射の噴射期間の終期に噴射された燃料については前記キャビティ外領域に向けて噴射されることになる。

また、図９（ａ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも進角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ外領域に向けて噴射されることになるため、この図９（ａ）で示すピストン位置は、キャビティ内噴射進角限界と呼ぶことができる。また、図９（ｂ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも遅角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ外領域に向けて噴射されることになるため、この図９（ｂ）で示すピストン位置は、キャビティ内噴射遅角限界と呼ぶことができる。

さらに、図１１（ａ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも遅角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ内領域に向けて噴射されることになるため、この図１１（ａ）で示すピストン位置は、キャビティ外噴射遅角限界と呼ぶことができる。また、図１１（ｂ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも進角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ内領域に向けて噴射されることになるため、この図１１（ｂ）で示すピストン位置は、キャビティ外噴射進角限界と呼ぶことができる。

前述したキャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））、キャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））、キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））、キャビティ外噴射進角限界（図１１（ｂ））に対応するクランク角度位置は、エンジン諸元やインジェクタ２３から噴射される燃料の噴霧角等によって予め規定することができる。例えば燃料の噴霧角は周知の「広安の式」から算出することができ、この噴霧角と、インジェクタ２３の噴孔の軸線方向やキャビティ１３ｂの形状等のエンジン諸元とから各限界に対応するクランク角度位置を求めておくことができる。一例として、前記キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））はクランク角度で圧縮上死点前２８°ＣＡの位置であり、キャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））はクランク角度で圧縮上死点前１８°ＣＡの位置である。また、キャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））はクランク角度で圧縮上死点後１８°ＣＡの位置であり、キャビティ外噴射進角限界（図１１（ｂ））はクランク角度で圧縮上死点後２８°ＣＡの位置である。これら値はこれに限定されるものではない。

そして、前記キャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））とキャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））との間の期間のみにおいて燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになる。また、前記キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））よりも進角側の期間で燃料噴射が行われた場合や、キャビティ外噴射進角限界（図１１（ｂ））よりも遅角側の期間で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料はキャビティ外領域に向けて噴射されることになる。

また、例えば図１２（ａ）（ピストン１３が圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時）に示すように、キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））からキャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））に亘って燃料噴射が行われた場合や、例えば図１２（ｂ）（ピストン１３が下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時）に示すように、キャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））からキャビティ外噴射進角限界（図１１（ｂ））に亘って燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の一部はキャビティ内領域に向けて噴射され、他はキャビティ外領域に向けて噴射されることになる。つまり、燃料がキャビティ内領域とキャビティ外領域とに噴き分けられることになる。このような状況は、メイン噴射によって燃料が噴射される場合に限らず、前記パイロット噴射によって燃料が噴射される場合にも当て嵌まる。

図１３は、噴射燃料の一部がキャビティ内領域に向けて噴射され、他がキャビティ外領域に向けて噴射された状態で、ピストン１３が圧縮上死点近傍まで移動した場合に噴霧が存在する領域を示す図である（キャビティ外領域に向けて噴射された噴霧が破線Ｆ１で囲む領域に存在し、キャビティ内領域に向けて噴射された噴霧が破線Ｆ２で囲む領域に存在している）。

このように燃料がキャビティ外領域とキャビティ内領域とに噴き分けられた場合、各領域に存在する燃料量が所定量を超えない範囲である状況では、各領域の噴霧およびその既燃ガスの大部分は、その噴射された領域内に留まり、他方の領域に溢れ出る量（キャビティ外領域に向けて噴射された噴霧およびその既燃ガスがキャビティ内領域に溢れ出る量、および、キャビティ内領域に向けて噴射された噴霧およびその既燃ガスがキャビティ外領域に溢れ出る量）は殆ど無い。

これに対し、キャビティ外領域およびキャビティ内領域のうち一方の領域に存在する燃料量が所定量を超えている状況では、その領域内の一部の燃料が他方の領域に溢れ出すことになる。この燃料の溢れ出し量については後述する。

また、燃料の噴射期間は、燃料噴射量と燃料圧力（コモンレール２２の内部圧力）とによって決定される。つまり、燃料圧力が一定である場合、燃料噴射量が多いほど（前述した如くエンジン負荷が高いほど）噴射期間は長くなり、燃料噴射量が一定である場合、燃料圧力が低いほど噴射期間は長くなる。そして、エンジン回転速度が一定である場合、燃料の噴射期間が長いほど、燃料がキャビティ外領域とキャビティ内領域とに噴き分けられる状況を招き易くなる。

図１４は、クランク角度位置と、各クランク角度位置においてインジェクタ２３から噴射されている燃料量に対するキャビティ内領域への噴射量（キャビティ内領域へ供給される燃料量）の比率（以下、「キャビティ内燃料分配率」という）との関係を示す図である。この図１４では、横軸がクランク角度であり、縦軸がキャビティ内燃料分配率となっている。キャビティ内領域へ燃料が噴射されていない期間（噴射燃料の全量がキャビティ外領域へ噴射されている期間）ではキャビティ内燃料分配率は「０」となっている。また、噴射燃料の全量がキャビティ内領域へ噴射されている期間ではキャビティ内燃料分配率は「１」となっている。

図１４におけるクランク角度位置αは前記キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））のピストン位置に対応している。図１４におけるクランク角度位置βは前記キャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））のピストン位置に対応している。また、図１４におけるクランク角度位置γは前記キャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））のピストン位置に対応している。さらに、図１４におけるクランク角度位置δは前記キャビティ外噴射進角限界（図１１（ｂ））のピストン位置に対応している。

この図１４に示すように、インジェクタ２３からの燃料噴射時期が、図中のクランク角度位置αよりも進角側である場合や、図中のクランク角度位置δよりも遅角側である場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射されることになるため、キャビティ内燃料分配率は「０」となる。

また、インジェクタ２３からの燃料噴射時期が、図中のクランク角度位置βとγとの間である場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになるため、キャビティ内燃料分配率は「１」となる。

また、インジェクタ２３からの燃料噴射時期が、図中のクランク角度位置αとβとの間である場合や、図中のクランク角度位置γとδとの間である場合には、インジェクタ２３から噴射された燃料はキャビティ外領域とキャビティ内領域とに噴き分けられることになるため、その燃料噴射時期に応じてキャビティ内燃料分配率は「０」〜「１」の間の値となる。具体的に、図中のクランク角度位置αとβとの間で燃料が噴射されている場合には、クランク角度位置αからβに移っていくに従ってキャビティ内燃料分配率は「１」に近付いていく。また、図中のクランク角度位置γとδとの間で燃料が噴射されている場合には、クランク角度位置γからδに移っていくに従ってキャビティ内燃料分配率は「０」に近付いていく。

このように、インジェクタ２３からの燃料噴射時期に応じてキャビティ内燃料分配率は変化していく。

以下の説明では、前記クランク角度位置αよりも進角側の期間を第１期間（燃料が噴射された場合にその全量がキャビティ外領域に向けて噴射される期間）、前記クランク角度位置αとβとの間の期間を第２期間（燃料が噴射された場合にその一部がキャビティ内領域に向けて噴射され、他がキャビティ外領域に向けて噴射される期間であって、期間の経過に伴ってキャビティ内領域に向けて噴射される燃料量が増大していく期間）、前記クランク角度位置βとγとの間の期間を第３期間（燃料が噴射された場合にその全量がキャビティ内領域に向けて噴射される期間）、前記クランク角度位置γとδとの間の期間を第４期間（燃料が噴射された場合にその一部がキャビティ内領域に向けて噴射され、他がキャビティ外領域に向けて噴射される期間であって、期間の経過に伴ってキャビティ外領域に向けて噴射される燃料量が増大していく期間）、前記クランク角度位置δよりも遅角側の期間を第５期間（燃料が噴射された場合にその全量がキャビティ外領域に向けて噴射される期間）とそれぞれ呼ぶこととする。

前記キャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれの燃料量を求めるためには、インジェクタ２３から噴射された総燃料量に対する各領域の燃料分配率を求めることが必要である。以下、インジェクタ２３から噴射された総燃料量に対するキャビティ内領域の燃料分配率を「キャビティ内領域総燃料分配率」と呼び、インジェクタ２３から噴射された総燃料量に対するキャビティ外領域の燃料分配率を「キャビティ外領域総燃料分配率」と呼ぶこととする。これら「総燃料分配率」が本発明でいう「分配率」に相当する。

前述した如くインジェクタ２３からの燃料噴射期間が前記第３期間である場合にはキャビティ内燃料分配率が「１」となっているため、総燃料噴射期間に対する第３期間での燃料噴射期間の比率が、前記キャビティ内領域総燃料分配率のうちの第３期間分（総燃料噴射期間に対する第３期間での燃料噴射期間の比率×「１」）として算出可能である。

これに対し、前記第２期間にあっては、キャビティ内燃料分配率が変化していくため、この期間におけるキャビティ内燃料分配率の代表値を求め、総燃料噴射期間に対する第２期間での燃料噴射期間の比率に、前記キャビティ内燃料分配率の代表値を乗算して、前記キャビティ内領域総燃料分配率のうちの第２期間分（総燃料噴射期間に対する第２期間での燃料噴射期間の比率×第２期間でのキャビティ内燃料分配率の代表値）を算出することが必要である。また、前記第４期間においても同様である。

以下、このキャビティ内燃料分配率の代表値を求めるための手法を図１５を用いて具体的に説明する。図１５は、前記第２期間における所定期間で燃料が噴射されている場合のクランク角度位置とキャビティ内燃料分配率との関係を示している。

この図１５に示す波形は、クランク角度位置の変化に対するキャビティ内燃料分配率の変化をＷｉｅｂｅ関数によって簡易化したものであり、第２期間の始期であるＡＣＯを「０（Ｘ＝０）」とし、この「ＡＣＯ＝０」のタイミングでのキャビティ内燃料分配率を「０」とするように、また、第２期間の終期であるＡＣＩを「１（Ｘ＝１）」とし、この「ＡＣＩ＝１」のタイミングでのキャビティ内燃料分配率を「１」とするようにＷｉｅｂｅ関数の形状パラメータであるａ項およびｍ項が設定されている。例えばａ＝８．０６、ｍ＝２．５４にそれぞれ設定されている。

今、この第２期間中における図中のタイミングＡｉｓで燃料噴射が開始され、タイミングＡｉｅで燃料噴射が終了した場合について考える。

この場合、クランク角度が角度位置α（ＡＣＯ＝０）に達した時点から燃料噴射が開始した時点までの期間の長さＸｉｓ、および、クランク角度が角度位置αに達した時点から燃料噴射が終了した時点までの期間の長さＸｉｅは、以下の式（１），（２）で与えられる。

Ｘｉｓ＝（Ａｉｓ−ＡＣＯ）／（ＡＣＩ−ＡＣＯ） …（１）
Ｘｉｅ＝（Ａｉｅ−ＡＣＯ）／（ＡＣＩ−ＡＣＯ） …（２）
そして、この場合のキャビティ内燃料分配率の代表値ｆ（Ｘ）としては、以下の式（３）によって算出される。

ｆ（Ｘ）＝｛ｆ（Ｘｉｓ）＋ｆ（Ｘｉｅ）｝／２ …（３）
ここで、ｆ（Ｘｉｓ）はタイミングＡｉｓにおけるキャビティ内燃料分配率であり図中のＹｉｓに相当する。また、ｆ（Ｘｉｅ）はタイミングＡｉｅにおけるキャビティ内燃料分配率であり図中のＹｉｅに相当する。

このようにして、キャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられた場合のキャビティ内燃料分配率の代表値ｆ（Ｘ）を算出することが可能である。

そして、実際には、前記第２期間だけでなく、第１、第３、第４および第５の各期間でも燃料噴射が行われる可能性があるので、これら期間での燃料噴射も考慮して、燃料噴射期間全体を対象とした総燃料分配率（キャビティ内領域総燃料分配率）を算出することが必要である。

このため、まず、各期間ｉ（ｉ＝１〜５）それぞれにおける燃料噴射率ΔＡｉｎｊ（ｉ）を以下の式（４）で求める。

ΔＡｉｎｊ（ｉ）＝期間Ｘ（ｉ）／総燃料噴射期間 …（４）
この式（４）における「ｉ」は対象とする期間１〜５に対応する値である。

つまり、インジェクタ２３からの総燃料噴射期間に対する第１〜第５の各期間での噴射期間の比率が、それぞれの期間における燃料噴射率（ΔＡｉｎｊ（１）〜ΔＡｉｎｊ（５））として算出される。

また、第１期間および第５期間におけるキャビティ内燃料分配率は「０」であり、第３期間におけるキャビティ内燃料分配率は「１」である（図１４を参照）。このため、第１期間および第５期間における燃料噴射率（ΔＡｉｎｊ（１）、ΔＡｉｎｊ（５））はキャビティ内領域総燃料分配率に寄与しないことになり、第３期間における燃料噴射率（ΔＡｉｎｊ（３））は噴射燃料の全量がキャビティ内領域総燃料分配率に寄与する（キャビティ内領域総燃料分配率を左右する）ものとなる。また、第２期間および第４期間におけるキャビティ内燃料分配率（ΔＡｉｎｊ（２）、ΔＡｉｎｊ（４））はそれぞれの期間における燃料噴射期間（燃料噴射期間の長さ）に応じて変化する。

このため、燃料噴射の全期間を対象とするキャビティ内領域総燃料分配率は以下の式（５）によって求めることができる。
キャビティ内領域総燃料分配率＝ΔＡｉｎｊ（２）×ｆ（Ｘ（２））＋ΔＡｉｎｊ（３）
＋ΔＡｉｎｊ（４）×ｆ（Ｘ（４）） …（５）
これにより、燃料噴射期間の全体を対象としたキャビティ内領域の総燃料分配率が算出されることになる。

そして、インジェクタ２３からの総燃料噴射量に、このキャビティ内領域総燃料分配率を乗算すれば、キャビティ内領域に存在する燃料量が算出できる。また、キャビティ内領域総燃料分配率からキャビティ外領域総燃料分配率を求め（１−キャビティ内領域総燃料分配率）、このキャビティ外領域総燃料分配率に総燃料噴射量を乗算すれば、キャビティ外領域に存在する燃料量が算出できる。なお、キャビティ内領域に存在する燃料量を、前記総燃料噴射量から減算することによってもキャビティ外領域に存在する燃料量は算出可能である。

（燃料噴射期間のパターン）
次に、燃料噴射期間の各パターンについて説明する。

図１６（ａ）は、前記第１期間で燃料噴射が開始される場合の燃料噴射期間のパターンを示している（図中の各矢印が燃料噴射期間を表している）。このように第１期間で燃料噴射が開始された場合、燃料噴射の終了期間としては、第１期間〜第５期間の何れかが挙げられる。第１期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ａ１を参照）、燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射されることになり、式（５）から算出されるキャビティ内領域総燃料分配率は「０」となる。第２期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ａ２を参照）、圧縮行程においてキャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の第１項のみによってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第３期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ａ３を参照）、燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の第１項および第２項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第４期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ａ４を参照）、膨張行程においてキャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の各項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第５期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ａ５を参照）、燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される状態となった後に燃料噴射が終了することになり、この場合も、式（５）における右辺の各項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。

図１６（ｂ）は、前記第２期間で燃料噴射が開始される場合の燃料噴射期間のパターンを示している（図中の各矢印が燃料噴射期間を表している）。このように第２期間で燃料噴射が開始された場合、燃料噴射の終了期間としては、第２期間〜第５期間の何れかが挙げられる。第２期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｂ１を参照）、圧縮行程においてキャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の第１項のみによってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第３期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｂ２を参照）、燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の第１項および第２項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第４期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｂ３を参照）、膨張行程においてキャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の各項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第５期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｂ４を参照）、燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される状態となった後に燃料噴射が終了することになり、この場合も、式（５）における右辺の各項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。

図１６（ｃ）は、前記第３期間で燃料噴射が開始される場合の燃料噴射期間のパターンを示している（図中の各矢印が燃料噴射期間を表している）。このように第３期間で燃料噴射が開始された場合、燃料噴射の終了期間としては、第３期間〜第５期間の何れかが挙げられる。第３期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｃ１を参照）、燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになり、式（５）から算出されるキャビティ内領域総燃料分配率は「１」となる。第４期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｃ２を参照）、膨張行程においてキャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の第２項および第３項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第５期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｃ３を参照）、燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される状態となった後に燃料噴射が終了することになり、この場合も、式（５）における右辺の第２項および第３項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。

図１６（ｄ）には、前記第４期間で燃料噴射が開始される場合の燃料噴射期間のパターンを示している（図中の各矢印が燃料噴射期間を表している）。このように第４期間で燃料噴射が開始された場合、燃料噴射の終了期間としては、第４期間および第５期間の何れかが挙げられる。第４期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｄ１を参照）、膨張行程においてキャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられている途中で燃料噴射が終了することになり、式（５）における右辺の第３項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。第５期間で燃料噴射が終了する場合には（図中の矢印ｄ２を参照）、燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される状態となった後に燃料噴射が終了することになり、この場合も、式（５）における右辺の第３項によってキャビティ内領域総燃料分配率が決定される。

図１６（ｅ）には、前記第５期間で燃料噴射が開始される燃料噴射期間のパターンを示している（図中の矢印が燃料噴射期間を表している）。燃料噴射の終了期間としては、第５期間のみが挙げられる（図中の矢印ｅ１を参照）。この場合、燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射されることになり、式（５）から算出されるキャビティ内領域総燃料分配率は「０」となる。

このようにして、燃料噴射期間に応じてキャビティ内領域総燃料分配率を求めることができ、インジェクタ２３からの総燃料噴射量に、このキャビティ内領域総燃料分配率を乗算することで、キャビティ内領域に存在する燃料量が算出可能である。

次に、燃料噴射時期と発生熱量との関係について説明する。図１７は、燃料噴射率波形と熱発生率波形との関係の一例を示している。図中のＴＤＣはピストン１３の圧縮上死点に対応したクランク角度位置である。また、図１７の下段に示す波形は、インジェクタ２３から噴射される燃料の噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形の複数のパターンを示している。図１７の上段に示す波形は、各燃料の噴射率それぞれに対応した熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）の変化（熱発生率波形）を示している。

この図１７に示す燃料噴射率波形のうち実線ａ、破線ｂ、一点鎖線ｃで示すものは、前記キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））よりも進角側で燃料噴射が開始され且つこのキャビティ外噴射遅角限界よりも進角側で燃料噴射が終了しており、噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される場合である。実線ａで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を実線Ａで示し、破線ｂで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を破線Ｂで示し、一点鎖線ｃで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を一点鎖線Ｃで示している。

また、この図１７に示す燃料噴射率波形のうち実線ｄ、破線ｅで示すものは、前記キャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））よりも遅角側で燃料噴射が開始され且つキャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））よりも進角側で燃料噴射が終了しており、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射される場合である。実線ｄで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を実線Ｄで示し、破線ｅで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を破線Ｅで示している。

この図１７に示す燃料噴射率波形のように、各燃料噴射における噴射量が等しいにも拘わらず、キャビティ外領域に噴射された燃料が燃焼する場合には、クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量は比較的少なく、緩慢な燃焼となっている（図１７における熱発生率波形Ａ，Ｂ，Ｃを参照）。これは、噴射燃料が容積の比較的大きなキャビティ外領域に噴射されたことで、比較的低温（例えば７５０Ｋ程度）の温度場に比較的低密度の混合気が生成されたためである。この場合の燃料の燃焼としては主に低温酸化反応から開始されることになる。

これに対し、キャビティ内領域に噴射された燃料が燃焼する場合には、クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量は比較的多く、急峻な燃焼となっている（図１７における熱発生率波形Ｄ，Ｅを参照）。これは、噴射燃料が容積の比較的小さなキャビティ内領域に噴射されたことで、燃焼場の温度が急速に上昇すると共に、この温度場に比較的高密度の混合気が生成されているためである。この場合の燃料の燃焼としては主に高温酸化反応から開始されることになる。

以上のようにしてインジェクタ２３の各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、時間の経過に伴って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それぞれ略円錐状に拡散していき（キャビティ内領域またはキャビティ外領域、或いは、キャビティ内領域およびキャビティ外領域の両領域において拡散していき）、自己着火によって燃焼する。つまり、この各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、それぞれ筒内ガスと共に燃焼場を形成し、その燃焼場でそれぞれ燃焼が開始されることになる。

そして、この燃焼により発生したエネルギは、前述したように、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。

そして、燃焼後の筒内ガスは、排気行程において開弁する排気バルブ１７を介し、ピストン１３の上昇に伴って排気ポート７１および排気マニホールド７２へ排出されて排ガスとなる。

−熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正−
次に、本実施形態の特徴である熱発生率波形の作成（理想熱発生率波形の作成）、燃焼状態診断（気筒内での燃料の各反応形態の診断）、および、その診断結果に応じて実行される制御パラメータの補正について説明する。

この熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正では、図１８に示すように、（１）理想熱発生率波形の作成、および、（２）実熱発生率波形の作成、が行われた後、（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態診断が行われる。そして、（４）この燃焼状態診断の結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正が行われることになる。これら（１）〜（４）の各動作を行うための構成の全てが車両に搭載（実装）されていてもよいし、（１）の動作のみが実験室等によって行われ、その結果（作成された理想熱発生率波形）が前記ＲＯＭに記憶され、（２）〜（４）の各動作を行うための構成が車両に搭載された構成となっていてもよい。

そして、本実施形態の特徴としては、まず、筒内を前記キャビティ内領域とキャビティ外領域とに分割する。そして、キャビティ内領域を、さらに、キャビティ内領域の中央部分であって燃料密度が比較的高く主たる燃焼が行われる領域（以下、「キャビティ内メイン領域」という）と、このキャビティ内メイン領域の外側であって燃料密度が比較的低いキャビティ内壁面近傍の領域（以下、「キャビティ内壁面近傍領域」という）とに分割し、それぞれについて領域内温度を推定して、それぞれにおける燃焼状態を個別に規定する。同様に、キャビティ外領域を、さらに、キャビティ外領域の中央部分であって燃料密度が比較的高く主たる燃焼が行われる領域（以下、「キャビティ外メイン領域」という）と、このキャビティ外メイン領域の外側であって燃料密度が比較的低いシリンダ内壁面（ボア内壁面）近傍の領域（以下、「シリンダ内壁面近傍領域」という）とに分割し、それぞれについて領域内温度を推定して、それぞれにおける燃焼状態を個別に規定する。

このため、前記（１）理想熱発生率波形の作成においては、キャビティ内メイン領域、キャビティ内壁面近傍領域、キャビティ外メイン領域、および、シリンダ内壁面近傍領域それぞれを対象とした理想熱発生率波形の作成が個別に行われ、これら理想熱発生率波形を合成することによって筒内全体を対象とした理想熱発生率波形（合成理想熱発生率波形）が作成される。この際（各領域毎の理想熱発生率波形を作成する際）、前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用して求められるキャビティ内領域の燃料量、および、キャビティ外領域の燃料量に加えて、各領域の温度が利用されることになる。この各領域の温度の推定動作の詳細については後述する。

そして、前記（３）燃焼状態診断においては、この筒内全体を対象とした理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態診断が行われるようになっている。

より具体的に、前記理想熱発生率波形の作成にあっては、（１−Ａ）反応領域の分割、（１−Ｂ）燃料の反応形態の分離、（１−Ｃ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成、（１−Ｄ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリング（フィルタ処理）による理想熱発生率波形の作成および理想熱発生率波形の合成、が順に行われる。

以下、各動作について具体的に説明する。

（１）理想熱発生率波形の作成
前記理想熱発生率波形の作成について説明する。まず、理想熱発生率波形の作成の概略について説明する。なお、以下では前記キャビティ内メイン領域、キャビティ内壁面近傍領域、キャビティ外メイン領域、および、シリンダ内壁面近傍領域のうち燃料が存在する領域を「対象領域」と呼ぶこととする。つまり、キャビティ内領域のみに燃料が噴射（所定量以上（例えば１０ｍｍ³以上）の燃料が噴射）された場合には、前記キャビティ内メイン領域およびキャビティ内壁面近傍領域それぞれが対象領域に該当し、キャビティ外領域のみに燃料が噴射（所定量以上の燃料が噴射）された場合には、前記キャビティ外メイン領域およびシリンダ内壁面近傍領域それぞれが対象領域に該当することになる。また、キャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれに燃料が噴射（所定量以上の燃料が噴射）された場合には、キャビティ内メイン領域、キャビティ内壁面近傍領域、キャビティ外メイン領域、および、シリンダ内壁面近傍領域それぞれが対象領域に該当することになる。

前記インジェクタ２３から対象領域に噴射された燃料の反応（化学反応等）の律速条件としては、対象領域内温度、対象領域内酸素量（対象領域内の酸素密度に相関がある値）、対象領域内燃料量（対象領域内の燃料密度に相関がある値）、対象領域内燃料分布が挙げられる。これらのうち、制御自由度の低い順としては、対象領域内温度、対象領域内酸素量、対象領域内燃料量、対象領域内燃料分布の順である。

つまり、対象領域内温度は、燃料が反応する前段階にあっては、吸入空気温度とエンジン１の圧縮比とによって略決定されることになり、制御の自由度は最も低い。また、この対象領域内温度は、先行して燃料噴射が行われた場合（例えば予熱のための燃料噴射が行われた場合）に、その燃料の燃焼による予熱量によっても変動する。また、対象領域内酸素量は、前記吸気絞り弁６２の開度や、前記ＥＧＲバルブ８１の開度によって調整できるため、対象領域内温度に比べて制御自由度は高い。また、この対象領域内酸素量は、ターボチャージャ５による過給率によっても変動する。さらに、この対象領域内酸素量は、先行して燃料噴射（予熱のための燃料噴射等）が行われた場合に、その燃料の燃焼による酸素消費量によっても変動する。また、対象領域内燃料量は、前記サプライポンプ２１による燃料噴射圧力（コモンレール圧力）の制御や前記インジェクタ２３からの燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整できるため、対象領域内酸素量に比べて制御自由度は高い。また、対象領域内燃料分布も、前記燃料噴射圧力の制御や前記燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整が可能であることから制御自由度は高いものである。

そして、本実施形態では、エンジン１の暖機運転が完了しており、且つ外気温度が所定温度（例えば０℃）以上であることを条件として、前記制御自由度の低い順に、燃料の反応状態を決定する条件の優先順位を高く設定している。なお、ここでは、対象領域内温度、対象領域内酸素量および対象領域内燃料量の量的条件を、対象領域内燃料分布よりも優先順位の高いものとしている。つまり、対象領域内温度を機軸として燃料の各反応の開始タイミング（反応開始時期）を決定するものとしている。即ち、対象領域内温度から基準温度到達角度（各反応形態それぞれの反応開始タイミングにおけるクランク角度位置）を確定する。

そして、この反応開始時期を基点として、反応速度、反応量、反応期間をそれぞれ求めて各反応形態毎に理想熱発生率波形モデルを対象領域について作成するようにしている。つまり、対象領域内に噴射された燃料の複数の反応形態それぞれの反応速度、反応量、反応期間を対象領域内環境（反応開始時期を決定する対象領域内ガス温度等）および燃料組成（反応に寄与する燃料量および燃料密度を含む）に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。即ち、キャビティ内領域およびキャビティ外領域のうちキャビティ内領域のみに燃料噴射が行われた場合には、前記キャビティ内メイン領域およびキャビティ内壁面近傍領域それぞれに対して理想熱発生率波形モデルが作成され、キャビティ外領域のみに燃料噴射が行われた場合には、キャビティ外メイン領域およびシリンダ内壁面近傍領域それぞれに対して理想熱発生率波形モデルが作成されることになる。また、キャビティ内領域およびキャビティ外領域の両領域に燃料噴射が行われた場合には、前記キャビティ内メイン領域、キャビティ内壁面近傍領域、キャビティ外メイン領域およびシリンダ内壁面近傍領域それぞれに対して理想熱発生率波形モデルが個別に作成されることになる。

前述したように、この理想熱発生率波形モデルの作成は、キャビティ内領域およびキャビティ外領域のうち噴霧の存在する領域においてのみ実施される。これは、噴霧が存在しない場合には、燃料の反応が生じていないため理想熱発生率波形モデルの作成ができないからである。何れの領域に噴霧が存在しているか（或いは両領域に噴霧が存在しているか否か）の判定は、前述した如く燃料の噴射期間に基づいて求めることができる。

理想熱発生率波形モデルの作成動作として、具体的には、前記反応開始時期における対象領域内ガス温度（基準温度）および燃料組成等に対応した基準反応速度効率［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］と、基準反応量効率［Ｊ／ｍｍ³］とを各反応形態毎に確定し、燃焼場に対する酸素供給能力（酸素密度）から前記基準反応速度効率および基準反応量効率を修正し、これら修正された効率と燃料量とから反応速度および反応量を確定する。また、反応速度に対しては、後述するエンジン回転速度に応じた補正を行う。なお、前記「反応速度効率」は「反応速度勾配係数」とも呼ばれ、また、前記「反応量効率」は「燃焼効率」とも呼ばれる。

そして、前記反応開始時期、反応速度および反応量から後述する理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）を作成し、これにより、反応期間を確定する。この反応期間としては以下の式（６）により求められる。

反応期間＝２×（反応量／反応速度）^1/2 …（６）
なお、前記理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）の作成の詳細については後述する。

（１−Ａ）反応領域の分割
次に、前記理想熱発生率波形の作成の第１手順である反応領域の分割について具体的に説明する。

＜領域内燃料量＞
前記キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））よりも進角側で燃料噴射が行われた場合や、キャビティ外噴射進角限界（図１１（ｂ））よりも遅角側で燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射されることになり、この燃料の略全量はキャビティ外領域に存在し、キャビティ内領域には殆ど噴霧が存在しないことになる。このため、インジェクタ２３から筒内に噴射された燃料量がそのままキャビティ外領域に存在する燃料量となる。なお、前述した如く、キャビティ外領域に存在する燃料量が所定量を超える状況では、このキャビティ外領域の一部の燃料がキャビティ内領域に溢れ出すことになる。

また、前記キャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））とキャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））との間の期間のみにおいて燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになり、この燃料の略全量はキャビティ内領域に存在し、キャビティ外領域には殆ど噴霧が存在しないことになる。このため、インジェクタ２３から筒内に噴射された燃料量がそのままキャビティ内領域に存在する燃料量となる。なお、前述した如く、キャビティ内領域に存在する燃料量が所定量を超える状況では、このキャビティ内領域の一部の燃料がキャビティ内領域に溢れ出すことになる。

さらに、前記キャビティ外噴射遅角限界（図１１（ａ））からキャビティ内噴射進角限界（図９（ａ））に亘って燃料噴射が行われた場合や、キャビティ内噴射遅角限界（図９（ｂ））からキャビティ外噴射進角限界（図１１（ｂ））に亘って燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の一部はキャビティ外領域に向けて噴射され、他はキャビティ内領域に向けて噴射されることになり、この噴射された燃料の一部はキャビティ外領域に存在し、他はキャビティ内領域に存在することになる。この場合に、キャビティ外領域に存在する噴霧量（燃料量）とキャビティ内領域に存在する噴霧量との比率は、前記式（５）で算出されたキャビティ内領域総燃料分配率に基づいて算出することができる。

つまり、インジェクタ２３からの総燃料噴射量にキャビティ内領域総燃料分配率を乗算することによってキャビティ内領域に向けて噴射された燃料の量（キャビティ内領域に存在する噴霧量）を算出することができる。また、このキャビティ内領域に向けて噴射された燃料の量を前記総燃料噴射量から減算することによってキャビティ外領域に向けて噴射された燃料の量（キャビティ外領域に存在する噴霧量）を算出することができる。

このように本実施形態では、筒内をキャビティ外領域とキャビティ内領域とに分割（区画）し、それぞれについての燃料量を前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用して個別に求めるようにしている。

そして、キャビティ内領域に燃料が噴射される場合に比べてキャビティ外領域に燃料が噴射される場合の方が、噴霧が拡散し易いため、総噴射燃料量に対する内壁面近傍領域の燃料量の比率は高くなる。つまり、キャビティ内領域に噴射された燃料量のうちキャビティ内壁面近傍領域に存在する燃料量の比率よりも、キャビティ外領域に噴射された燃料量のうちシリンダ内壁面近傍領域に存在する燃料量の比率の方が高くなっている。例えば、キャビティ内領域に燃料が噴射された場合のキャビティ内壁面近傍領域の燃料量の比率は１５％程度であるのに対し、キャビティ外領域に燃料が噴射された場合のシリンダ内壁面近傍領域の燃料量の比率は２０％程度である。つまり、キャビティ内領域に噴射された燃料の総量のうち約８５％がキャビティ内メイン領域に存在し、約１５％がキャビティ内壁面近傍領域に存在することになる。また、キャビティ外領域に噴射された燃料の総量のうち約８０％がキャビティ外メイン領域に存在し、約２０％がシリンダ内壁面近傍領域に存在することになる。これら値はこれに限らず、各領域の温度や圧力、および、燃料噴射圧力等によって変動するため、予め実験やシミュレーションによって求められている。

このように本実施形態では、各領域に存在している燃料の量を個別に求めるようにしている。

＜領域内温度＞
次に、前記各領域（キャビティ内メイン領域、キャビティ内壁面近傍領域、キャビティ外メイン領域、および、シリンダ内壁面近傍領域）の温度推定について説明する。

前述した如く、燃料噴射時期に応じて、キャビティ内領域とキャビティ外領域とでは、供給される燃料量が異なっている。また、キャビティ内領域におけるキャビティ内メイン領域とキャビティ内壁面近傍領域とでは、燃料噴霧の形態が異なっており、燃料の反応が行われる際には、先行して（進角側で）噴射された燃料の燃焼に起因する領域温度にも差が生じている。同様に、キャビティ外領域におけるキャビティ外メイン領域とシリンダ内壁面近傍領域とにおいても、燃料噴霧の形態が異なっており、燃料の反応が行われる際には、先行して（進角側で）噴射された燃料の燃焼に起因する領域温度にも差が生じている。このため、本実施形態では、これら各領域における温度を個別に規定するようにしている。以下、具体的に説明する。

前記式（５）によって算出されたキャビティ内領域総燃料分配率Ｒは、気筒内で発生する総熱量に対するキャビティ内領域で発生する熱量の比率に対応している。以下、この比率をキャビティ内熱量配分率Ｒｃｉという。同様に、キャビティ外領域総燃料分配率（１−キャビティ内領域総燃料分配率Ｒ）は、気筒内で発生する総熱量に対するキャビティ外領域で発生する熱量の比率に対応している。以下、この比率をキャビティ外熱量配分率Ｒｃｏという。理論上、各熱量配分率Ｒｃｉ，Ｒｃｏとキャビティ内領域総燃料分配率Ｒとの間には、以下の式（７），（８）の関係が成立する。

キャビティ内熱量配分率Ｒｃｉ＝キャビティ内領域総燃料分配率Ｒ …（７）
キャビティ外熱量配分率Ｒｃｏ＝１−キャビティ内熱量配分率Ｒｃｉ …（８）
前記キャビティ内領域総燃料分配率Ｒが「０」でない場合（０＜Ｒ≦１）には、キャビティ内領域に存在する燃料の燃焼によって、キャビティ内メイン領域およびキャビティ内壁面近傍領域の温度は上昇する。この場合、理論上は、前記式（７）の如くキャビティ内領域総燃料分配率Ｒに応じてキャビティ内熱量配分率Ｒｃｉが決定されることになる。しかし、キャビティ内領域に存在する燃料の全量が燃焼したとしても、燃焼ガス塊の膨張によってその一部の既燃ガスはキャビティ外領域に溢れ出し、その既燃ガスのエネルギの一部はこのキャビティ外領域のガスの圧縮仕事に用いられることになる。

同様に、前記キャビティ外領域総燃料分配率（１−Ｒ）が「０」でない場合（０＜（１−Ｒ）≦１）には、キャビティ外領域に存在する燃料の燃焼によって、キャビティ外メイン領域およびシリンダ内壁面近傍領域の温度は上昇する。この場合、理論上は、前記式（８）の如くキャビティ外領域総燃料分配率（１−Ｒ）に応じてキャビティ外熱量配分率Ｒｃｏが決定されることになる。しかし、キャビティ外領域に存在する燃料の全量が燃焼したとしても、燃焼ガス塊の膨張によってその一部の既燃ガスはキャビティ内領域に溢れ出し、その既燃ガスのエネルギの一部はこのキャビティ内領域のガスの圧縮仕事に用いられることになる。

これらのことから、前記キャビティ内熱量配分率Ｒｃｉおよびキャビティ外熱量配分率Ｒｃｏには上限ガード値が与えられている。具体的に、上限ガード値としては例えば前記理論上の熱量配分率の最大値に対して９０％が与えられている。この値はこれに限定されるものではない。

一方、前記キャビティ内領域総燃料分配率Ｒが「０」である場合であっても、キャビティ外領域に存在する燃料の燃焼による燃焼ガス塊の膨張によって、キャビティ内領域のガスが圧縮されることになるので、それに伴ってキャビティ内メイン領域およびキャビティ内壁面近傍領域の温度は上昇することになる。

同様に、前記キャビティ外領域総燃料分配率（１−Ｒ）が「０」である場合であっても、キャビティ内領域に存在する燃料の燃焼による燃焼ガス塊の膨張によって、キャビティ外領域のガスが圧縮されることになるので、それに伴ってキャビティ外メイン領域およびシリンダ内壁面近傍領域の温度は上昇することになる。

これらのことから、前記キャビティ内熱量配分率Ｒｃｉおよびキャビティ外熱量配分率Ｒｃｏには下限ガード値が与えられている。具体的に、下限ガード値としては例えば前記理論上の熱量配分率の最大値に対して１０％が与えられている。この値はこれに限定されるものではない。

また、前述した如くキャビティ内領域に存在する燃料の燃焼によって燃焼ガス塊は膨張する。また、キャビティ内領域の容積は一定である。このことから、キャビティ内領域に存在する燃料が燃焼する際、キャビティ内領域の燃焼ガスの一部がキャビティ外領域に溢れ出す可能性がある。このことを考慮し、以下の式（９）を用い、補正後のキャビティ内熱量配分率Ｒｃｉを算出しておく必要がある。ここでは、キャビティ内領域の燃焼ガスの溢れ出し量の最大値は、キャビティ内領域の容積の３０％であると仮定していている。この値はこれに限られるものではなく、実験やシミュレーションに基づいて設定される。

キャビティ内熱量配分率Ｒｃｉ＝キャビティ内領域総燃料分配率Ｒ−Ｙ …（９）
Ｙ＝０．３｛１−ｅｘｐ（８．０６・Ｘ^3.54）｝ …（１０）
前記式（９），（１０）におけるＸはキャビティ外膨張指標であり、Ｙは流出熱量比率である。前記キャビティ外膨張指標Ｘは、キャビティ内領域の燃焼ガスのキャビティ外領域への溢れ出し量の指標となるものであって、キャビティ外領域への熱伝達率を左右する空気層の厚さ、および、前記溢れ出し量を左右するキャビティ内領域への燃料供給量（キャビティ内領域への燃料供給量が多いほど溢れ出し量も多くなる）を指標化したものである。

なお、前記キャビティ外膨張指標Ｘは、以下の式（１１）によって算出することが可能である。

Ｘ＝体積比×（キャビティ内領域への燃料噴射量／基準燃料噴射量） …（１１）
体積比＝隙間容積／行程容積 …（１２）
キャビティ内領域への燃料噴射量＝総燃料噴射量
×キャビティ内領域総燃料分配率Ｒ …（１３）
前記基準燃料噴射量は、前記溢れ出し量が最大（本実施形態の場合はキャビティ内領域の容積の３０％）となる総燃料噴射量に相当する。

クランク角度位置と体積比との関係を図１９に示している。このように、ピストン１３が圧縮上死点にある状態では体積比は最大の「１（隙間容積＝行程容積）」となる。また、ピストン１３が下死点にある状態では体積比は最小となる。

また、前記式（１０）は、キャビティ外膨張指標Ｘと流出熱量比率Ｙとの関係を表すＷｉｅｂｅ関数であって、その形状パラメータであるａ項（ａ＝８．０６）およびｍ項（ｍ＝２．５４）が適宜設定されたものとなっている。また、図２０は、これらキャビティ外膨張指標Ｘと流出熱量比率Ｙとの関係を示している。このため、前記流出熱量比率Ｙを求めるに当たっては、前記式（１０）を利用してもよいし、図２０に示すキャビティ外膨張指標Ｘと流出熱量比率Ｙとの関係をマップ化して前記ＲＯＭに記憶させておき、このマップから流出熱量比率Ｙを抽出するようにしてもよい。

以上のようにしてキャビティ内熱量配分率Ｒｃｉおよびキャビティ外熱量配分率Ｒｃｏを求めた上で、キャビティ内領域の温度（キャビティ内メイン領域の温度）Ｔｃｉおよびキャビティ外領域の温度（キャビティ外メイン領域の温度）Ｔｃｏを算出する。

キャビティ内メイン領域の温度Ｔｃｉの算出に当たっては、ピストン１３の移動によるガスの圧縮による温度上昇分Ｔｃｐに前記キャビティ内熱量配分率Ｒｃｉに基づいて規定される燃焼による温度上昇分を加算することにより行われる。同様に、キャビティ外メイン領域の温度Ｔｃｏの算出に当たっては、ピストン１３の移動によるガスの圧縮による温度上昇分Ｔｃｐに前記キャビティ外熱量配分率Ｒｃｏに基づいて規定される燃焼による温度上昇分を加算することにより行われる。以下の式（１４）はキャビティ内メイン領域の温度Ｔｃｉの算出式であり、以下の式（１５）はキャビティ外メイン領域の温度Ｔｃｏの算出式である。

キャビティ内メイン領域温度Ｔｃｉ＝Ｔｃｐ＋Ｊ・Ｒｃｉ／（ガスの比熱×キャビティ内領域のガスの質量） …（１４）
キャビティ外メイン領域温度Ｔｃｏ＝Ｔｃｐ＋Ｊ・Ｒｃｏ／（ガスの比熱×キャビティ外領域のガスの質量） …（１５）
ここで、各式（１４），（１５）の右辺の第２項は、熱エネルギ方程式Ｑ＝ｍｃＴ（Ｑ：熱エネルギ、ｍ：ガスの質量、ｃ：ガスの比熱、Ｔ：ガスの温度）に基づいて燃焼による温度上昇分を算出するようにしたものである。

また、各式（１４），（１５）の「Ｊ」は総発熱量であり、ガスの比熱および質量は周知の値が適用される。

以上の動作によって、キャビティ内メイン領域の温度Ｔｃｉおよびキャビティ外メイン領域の温度Ｔｃｏが求められる。

次に、キャビティ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｉおよびシリンダ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｏの算出について説明する。

キャビティ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｉは、前記キャビティ内メイン領域の温度Ｔｃｉに相関があると共に、このキャビティ内メイン領域の温度Ｔｃｉに対して所定比率だけ低い値として求められる。同様に、シリンダ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｏは、前記キャビティ外メイン領域の温度Ｔｃｏに相関があると共に、このキャビティ外メイン領域の温度Ｔｃｏに対して所定比率だけ低い値として求められる。

具体的に、キャビティ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｉは以下の式によって求められる。

Ｔｗｃｉ＝Ｔｃｉ×反映率 …（１６）
反映率＝０．８５｛１−ｅｘｐ（８．０６・Ｘ^3.54）｝ …（１７）
Ｘ＝Ｔｃｉ／（１８００−３００） …（１８）
また、シリンダ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｏは以下の式によって求められる。

Ｔｗｃｏ＝Ｔｃｏ×反映率 …（１８）
Ｘ＝Ｔｃｏ／（１８００−３００） …（１９）
図２１は、燃焼ガス塊温度の変化に対する境界層内高温部温度（実線）および反映率（一点鎖線）の変化を示している。また、破線は燃焼ガス塊温度比例線である。なお、反映率の最大値は「０．８５」に設定されている。

また、前記式（１７）は、燃焼ガス塊温度の変化に対する反映率の変化を表すＷｉｅｂｅ関数であって、その形状パラメータであるａ項（ａ＝８．０６）およびｍ項（ｍ＝２．５４）が適宜設定されたものとなっている。このため、前記キャビティ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｉおよびシリンダ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｏを求めるに当たっては、前記式（１６），（１８）を利用してもよいし、図２１に示す燃焼ガス塊温度と境界層内高温部温度との関係をマップ化して前記ＲＯＭに記憶させておき、このマップからキャビティ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｉおよびシリンダ内壁面近傍領域の温度Ｔｗｃｏを抽出するようにしてもよい。

また、式（１８），（１９）における「３００」および「１８００」は、燃焼ガス塊温度の変化に伴って反映率が変化する燃焼ガス塊温度（Ｋ）の範囲に対応する値である。これら値はこれに限定されるものではなく、実験やシミュレーションによって適宜設定される。

以上のようにして、各領域の温度の推定が行われる。

図２２は、前記の手法によって各領域の温度を推定した結果の一例を示している。この図２２に示すものでは、前記パイロット噴射を含む３回の燃料噴射が行われた場合（図中の下段の燃料噴射率波形を参照）における熱発生率波形（図中の下段の波形）および各領域の温度の変化（図中の上段の波形）を表している。各領域の温度の変化を表す波形のうち、実線Ｔｃｉがキャビティ内メイン領域の温度、破線Ｔｃｏがキャビティ外メイン領域の温度、一点鎖線Ｔｗｃｉがキャビティ内壁面近傍領域の温度、二点鎖線Ｔｗｃｏがシリンダ内壁面近傍領域の温度である。また、破線Ｔｃｐがピストン１３の移動によるガスの圧縮による温度上昇分である。なお、熱発生率波形において、主たる燃料の熱発生率波形よりも遅角側には、前記各内壁面近傍領域での燃焼に起因する波形が現れている（図中にＷで示した波形を参照）。

（１−Ｂ）燃料の反応形態の分離
次に、前記理想熱発生率波形の作成の第２手順である燃料の反応形態の分離について説明する。

前記インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合、対象領域内においては、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応が対象領域内環境に応じて行われる。さらに、高温酸化反応は、予混合燃焼による高温酸化反応と拡散燃焼による高温酸化反応とに分離できる。つまり、キャビティ外領域およびキャビティ内領域のそれぞれに燃料が噴射された場合には、前記キャビティ外メイン領域、シリンダ内壁面近傍領域、キャビティ内メイン領域、および、キャビティ内壁面近傍領域それぞれにおいて、これら反応がそれぞれの環境に応じて行われる。以下、各反応形態について説明する。

（ａ）気化反応
気化反応は、前記インジェクタ２３から噴射された燃料が対象領域内の熱を受けて気化するものである。この反応は、一般的には対象領域内ガス温度が５００Ｋ以上となっている環境下に燃料が晒された状態で、燃料噴霧の拡散がある程度進んだ際に開始する噴霧律速の反応となっている。

ディーゼルエンジン１で使用されている軽油の沸点は、一般には４５３Ｋ〜６２３Ｋであって、対象領域内に燃料噴射が行われる実用域（例えば前記パイロット噴射が行われる時期）はＢＴＤＣ（圧縮上死点前）４０°ＣＡである。このタイミングにおける対象領域内ガス温度は一般には５５０Ｋ〜６００Ｋ程度まで上昇しているため（寒冷地以外）、この気化反応においては、温度律速条件を考慮する必要はない。

そして、この気化反応における前記基準反応量効率としては、例えば１．１４［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この気化反応の開始時期、および、この気化反応に寄与する有効噴射量（気化反応に寄与する燃料量）は、各領域毎に異なっている。これら、各領域毎に温度および燃料量（燃料密度）が異なっていることに起因する。

具体的に、前述した如く、キャビティ内領域に燃料が噴射される場合に比べてキャビティ外領域に燃料が噴射される場合の方が、噴霧が拡散し易いため、総噴射燃料量に対する壁面近傍領域の燃料量の比率は高くなる。例えば、キャビティ内領域に燃料が噴射された場合の壁面近傍領域の燃料量の比率は１５％程度であるのに対し、キャビティ外領域に燃料が噴射された場合の壁面近傍領域の燃料量の比率は２０％程度である。これら値はこれに限らず、各領域の温度や圧力、および、燃料噴射圧力等によって変動するため、予め実験やシミュレーションによって求められている。

そして、前記気化反応における反応量としては、以下の式（２０）により求められる。

気化反応における反応量＝−１．１４×有効噴射量 …（２０）
なお、この気化反応は吸熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては負の値となる。

（ｂ）低温酸化反応
低温酸化反応は、ディーゼルエンジン１の燃料である軽油中に含まれる低温酸化反応成分（ｎ−セタン（Ｃ₁₆Ｈ₃₄）等の直鎖単結合組成の燃料等）が燃焼する反応である。この低温酸化反応成分は、対象領域内温度が比較的低い場合であっても着火が可能な成分であって、このｎ−セタン等の量が多いほど（高セタン燃料であるほど）対象領域内での低温酸化反応が進み易く着火遅れが抑制されることになる。具体的に、ｎ−セタン等の低温酸化反応成分は、対象領域内温度が約７５０Ｋに達した時点で燃焼（低温酸化反応）を開始する。なお、ｎ−セタン等以外の燃料成分（高温酸化反応成分）は対象領域内温度が約９００Ｋに達するまで燃焼（高温酸化反応）を開始しない。

そして、この低温酸化反応における前記基準反応速度効率としては、例えば０．２９４［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば５．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この低温酸化反応の反応速度および反応量は、前記基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば前記有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記低温酸化反応の反応速度を算出するに当たっては、前記基準反応速度効率に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた係数（回転速度補正係数＝（基準回転速度／実回転速度）²）が乗算される。なお、この回転速度補正係数を求めるための基準回転速度としては任意の回転速度（例えば２０００ｒｐｍ）が設定可能である。これにより、ガス組成等が変化しても反応速度を時間に依存した値として求めることができる。

なお、回転速度補正係数は、図２３に示す回転速度補正係数マップから求められるものであってもよい。この図２３に示す回転速度補正係数マップは、基準回転速度を２０００ｒｐｍに設定したものである。エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）以上である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）²」に応じた値（図中に一点鎖線で示すエンジン回転速度に応じた値）として回転速度補正係数が求められる。これに対し、エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）未満である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）²」に応じた値に対して所定割合だけ補正（低い側に補正）された値が回転速度補正係数として求められる（基準回転速度未満である領域の実線を参照）。この場合の補正割合は実験やシミュレーションによって求められている。

前記基準回転速度は、上述した値には限定されず、エンジン１の使用頻度が最も高い回転速度域に設定することが好ましい。

なお、この低温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

（ｃ）熱分解反応
熱分解反応は、燃料成分の熱分解を行う反応であって、その反応温度は例えば約８００Ｋとなっている。

また、この熱分解反応における前記基準反応速度効率としては、例えば０．３８４［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば５．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この熱分解反応の反応速度および反応量も、前記基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば前記有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記熱分解反応の反応速度を算出するに当たっても、前記基準反応速度効率に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。

なお、本実施形態では、この熱分解反応を吸熱反応として扱うものとする。つまり、反応量（発生熱量）が負の値であるものとする。

（ｄ）予混合燃焼による高温酸化反応
予混合燃焼による高温酸化反応の反応温度は例えば約９００Ｋとなっている。つまり、対象領域内温度が９００Ｋに達したことで燃焼を開始する反応が、この予混合燃焼による高温酸化反応である。

また、この予混合燃焼による高温酸化反応における前記基準反応速度効率としては、例えば４．３［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度および反応量も、前記基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を算出するに当たっても、前記基準反応速度効率に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。

なお、この予混合燃焼による高温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

この予混合燃焼による高温酸化反応にあっては、対象領域に存在する燃料量（燃料密度）に応じて反応速度効率が変化する。このため、以下の式（２１）により、前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用してキャビティ内領域での燃焼の反応速度効率を算出し、この反応速度効率に従って反応速度を算出することになる。

反応速度効率＝キャビティ内領域総燃料分配率×基準反応速度効率 …（２１）
つまり、インジェクタ２３から噴射された燃料の全量がキャビティ内領域に噴射されたことでキャビティ内領域総燃料分配率が「１」となっている場合には、基準反応速度効率に基づいて反応速度が算出される。これに対し、インジェクタ２３から噴射された燃料がキャビティ内領域とキャビティ外領域とに噴き分けられている場合には、キャビティ内領域総燃料分配率によって基準反応速度効率に対する補正を行って得られた反応速度効率に基づいて反応速度が算出されることになる。

（ｅ）拡散燃焼による高温酸化反応
拡散燃焼による高温酸化反応の反応温度は例えば約１０００Ｋとなっている。つまり、温度が１０００Ｋ以上となっている対象領域内に向けて噴射された燃料が、噴射後、直ちに燃焼を開始する反応が、この拡散燃焼による高温酸化反応である。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応における反応速度は、コモンレール圧力に応じて変化し、以下の式（２２）および式（２３）から求められる。

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（２２）
Ｇｒｄ＝ＧｒｄＢ×（基準エンジン回転速度／実エンジン回転速度）²
×（ｄ／基準ｄ）×（Ｎ／基準Ｎ） …（２３）
ＧｒｄＢ：基準反応速度、Ｇｒｄ：反応速度、ｄ：インジェクタ２３の噴孔径、Ｎ：インジェクタ２３の噴孔数、Ａ，Ｂ：実験等により求められた定数
なお、前記式（２３）は、インジェクタ２３の基準噴孔径に対する実噴孔径の比、および、インジェクタ２３の基準噴孔数に対する実噴孔数の比が乗算されていることにより、一般化された式となっている。また、この式（２３）は、回転速度補正係数が乗算されていることで、エンジン回転速度に応じて補正された反応速度が求められるものとなっている。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応の基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっており、この拡散燃焼による高温酸化反応の反応量も、前記基準反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。

なお、この拡散燃焼による高温酸化反応も発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

以上のようにして燃料の反応形態を分離することができる。

（１−Ｃ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成
次に、前記キャビティ内メイン領域、キャビティ内壁面近傍領域、キャビティ外メイン領域、および、シリンダ内壁面近傍領域それぞれにおいて分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成について説明する。

上述の如く反応形態を分離したことにより、それぞれの反応形態における理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。つまり、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応それぞれに対して、理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。

本実施形態では、各反応それぞれに対し、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させるものとしている。つまり、上述した反応開始温度を基点として、反応速度を二等辺三角形の斜辺の勾配とし、反応量を二等辺三角形の面積とし、反応期間を二等辺三角形の底辺の長さとする理想熱発生率波形モデルを作成する。前記反応開始温度としては、上述したように、気化反応では約５００Ｋ、低温酸化反応では約７５０Ｋ、熱分解反応では約８００Ｋ、予混合燃焼による高温酸化反応では約９００Ｋ、拡散燃焼による高温酸化反応では約１０００Ｋとなっている。以下の理想熱発生率波形モデルの作成は、上述した各反応形態それぞれに対して適用される。以下、具体的に説明する。

（ａ）反応速度（勾配）
反応速度は、前記基準反応速度効率に基づいて設定され、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させた場合、熱発生率が上昇する期間での上昇勾配と、熱発生率が下降する期間での下降勾配とでは、それらの絶対値は一致している。

なお、前記熱発生率が上昇する期間での反応速度に対して、熱発生率が下降する期間での反応速度が低い場合（理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合）には、前記上昇勾配に所定値α（＜１）を乗算することで下降勾配が求められることになる。

前記拡散燃焼による高温酸化反応での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は噴射率波形勾配に比例し、燃料噴射圧（コモンレール内圧）が一定であれば反応速度も一定である。また、他の反応（例えば予混合燃焼による高温酸化反応）での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は燃料噴射量に比例することになる。

（ｂ）発生熱量（面積）
各反応における熱効率［Ｊ／ｍｍ³］は燃焼期間を適正化すれば定数（例えば高温酸化反応の場合は３０Ｊ／ｍｍ³）と見なすことができる。このため、発生熱量としては、この熱効率に燃料噴射量（前記有効噴射量）を乗算したものとなる。

但し、前記低温酸化反応については高温酸化反応との和で完結し、拡散燃焼による高温酸化反応では単独で完結することになる。

このようにして求められた発生熱量が理想熱発生率波形モデルである三角形の面積に相当することになる。

（ｃ）燃焼期間（底辺）
以上の三角形の勾配（反応速度）および三角形の面積（発生熱量）から三角形の底辺の長さに相当する燃焼期間が求められる。

図２４に示すように、三角形の面積（発生熱量に相当）をＳ、底辺の長さ（燃焼期間に相当）をＬ、高さ（熱発生率ピーク時点での熱発生率に相当）をＨ、燃焼開始時点から熱発生率ピーク時点までの期間をＡ、熱発生率ピーク時点から燃焼終了時点までの期間をＢ（理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはＢ＝Ａ）、上昇勾配（熱発生率が上昇する期間での反応速度に相当）をＧ、この上昇勾配に対する下降勾配（熱発生率が下降する期間での反応速度に相当）の比をα（≦１）とした場合、以下の関係が成り立つ。なお、図２４（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合を、図２４（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形の場合をそれぞれ示している。

Ｈ＝Ａ×Ｇ＝Ｂ×α×Ｇ
これより、Ｂ＝Ａ／αとなる。

Ｓ＝Ａ²×Ｇ／２＋Ａ×Ｇ×Ｂ／２＝（１＋１／α）×Ａ²×Ｇ／２
よって、Ａ＝ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］となる。

従って、底辺の長さＬは、
Ｌ＝Ａ＋Ｂ＝Ａ（１＋１／α）
＝（１＋１／α）×ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］
理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはα＝１であり、
Ｌ＝２×ＳＱＲＴ（Ｓ／Ｇ）＝２×ＳＱＲＴ（３０×Ｆｑ／Ｇ）となる。

（Ｆｑは燃料噴射量（有効噴射量）であり、上述した如く燃料１ｍｍ³当たりの発生熱量を３０Ｊとした場合には「３０×Ｆｑ」が三角形の面積Ｓとなる）
このようにして、噴射量（噴射量指令値：発生熱量に相関のある値）と勾配（反応速度）が与えられれば燃焼期間が確定されることになる。

以下、理想熱発生率波形モデルを三角形（特に二等辺三角形）に近似できる理由について説明する。図２５（ａ）は、インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合における経過時間と１つの反応形態における気筒内への燃料供給量（その反応形態で使用される燃料の量）との関係を示している。また、この図２５（ａ）では、その燃料供給量が得られる燃料噴射期間を１０個の期間に区分している。つまり、その燃料噴射期間を、互いに燃料供給量が等しい１０個の期間に区分しており、それぞれに第１の期間から第１０の期間の期間番号を付している。つまり、第１の期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第２の期間での燃料噴射が開始され、第２の期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第３の期間での燃料噴射が開始されるといった噴射形態で第１０の期間の終了時点まで燃料噴射が継続されることになる。

また、図２５（ｂ）は前記各期間で噴射された燃料の反応量（この図２５（ｂ）に示すものは発熱反応における発熱量）を示している。この図２５（ｂ）に示すように、第１の期間での燃料噴射が開始され、第２の期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図２５（ｂ）における期間ｔ１）は、第１の期間で噴射された燃料の反応のみが行われている。そして、第２の期間での燃料噴射が開始され、第３の期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図２５（ｂ）における期間ｔ２）は、第１の期間で噴射された燃料の反応および第２の期間で噴射された燃料の反応が共に行われている。このようにして、新たな噴射期間を迎える度に、燃料の総反応量としては次第に増加していく（新たに噴射が開始された期間の燃料分だけ総反応量が増加していく）。この増加期間が、前記理想熱発生率波形モデルの正側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも進角側の期間）に相当する。

その後、第１の期間で噴射された燃料の反応が終了する。この時点（図２５（ｂ）におけるタイミングＴ１）では、第２の期間以降で噴射された燃料の反応は終了しておらず、第２の期間から第１０の期間で噴射された燃料の反応が継続している。そして、第２の期間で噴射された燃料の反応が終了すると（図２５（ｂ）におけるタイミングＴ２）、第３の期間以降で噴射された燃料の反応は終了していないため、第３の期間から第１０の期間で噴射された燃料の反応が継続することになる。このようにして、各期間で噴射された燃料の反応が順次終了していくことにより、燃料の総反応量としては次第に減少していく（反応が終了した燃料分だけ総反応量が減少していく）。この減少期間（図２５（ｂ）において反応量を破線で示している期間）が、前記理想熱発生率波形モデルの負側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも遅角側の期間）に相当する。

以上のような形態で燃料の反応が行われるため、理想熱発生率波形モデルは三角形（二等辺三角形）として近似できることになる。

以上が、燃料の各反応形態に対する理想熱発生率波形モデルの作成手順である。

（１−Ｄ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリングによる理想熱発生率波形の作成
以上のようにして理想熱発生率波形モデルを作成した後、この理想熱発生率波形モデルを周知のフィルタ処理（例えばＷｉｅｂｅフィルタによる処理）によって円滑化することにより、理想熱発生率波形を作成する。以下、具体的に説明する。

図２６は、キャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ外メイン領域における各反応形態の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）の一例を示している。この図２６では、１回の燃料噴射によって気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応が順次行われた理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）となっている。具体的に、図中のＩａは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIａは低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、IIIａは熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IVａは予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、Ｖａは拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。

また、図２７は、このキャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ外メイン領域における理想熱発生率波形モデル（図２６に示すもの）をフィルタ処理によって円滑化することで得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形（キャビティ外メイン領域理想熱発生率波形）を示している。このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて合成されることでキャビティ外メイン領域のみを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

また、図２８は、キャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合のシリンダ内壁面近傍領域における各反応形態の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）の一例を示している。これら各反応形態の理想熱発生率波形モデルでは、シリンダ内壁面近傍領域に存在する燃料量が少ないことに起因し、前記キャビティ外メイン領域における理想熱発生率波形モデルよりも反応量は少なくなっている。また、シリンダ内壁面近傍領域において各反応の開始温度に達する時期は、前記キャビティ外メイン領域よりも遅れるため（図２２を参照）、このシリンダ内壁面近傍領域における各反応は、キャビティ外メイン領域のものよりも遅角側で行われている。具体的に、図中のＩｂは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIｂは低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、IIIｂは熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IVｂは予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、Ｖｂは拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。

また、図２９は、このキャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合のシリンダ内壁面近傍領域における理想熱発生率波形モデル（図２８に示すもの）をフィルタ処理によって円滑化することで得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形（シリンダ内壁面近傍領域理想熱発生率波形）を示している。このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて合成されることでシリンダ内壁面近傍領域のみを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

一方、図３０は、キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ内メイン領域における各反応形態の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）の一例を示している。この図３０では、キャビティ内領域の温度が急速に上昇することに起因し、１回の燃料噴射によって気化反応、熱分解反応が順に行われた後、低温酸化反応と予混合燃焼による高温酸化反応とが並行し、これらの反応の開始後に、拡散燃焼による高温酸化反応が行われた理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）となっている。具体的に、図中のＩｃは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIｃは低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、IIIｃは熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IVｃは予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、Ｖｃは拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。

また、図３１は、このキャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ内メイン領域における理想熱発生率波形モデル（図３０に示すもの）をフィルタ処理によって円滑化することで得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形（キャビティ内メイン領域理想熱発生率波形）を示している。このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて合成されることでキャビティ内メイン領域のみを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

また、図３２は、キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ内壁面近傍領域における各反応形態の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）の一例を示している。これら各反応形態の理想熱発生率波形モデルにあっても、キャビティ内壁面近傍領域に存在する燃料量が少ないことに起因し、前記キャビティ内メイン領域における理想熱発生率波形モデルよりも反応量は少なくなっている。また、キャビティ内壁面近傍領域において各反応の開始温度に達する時期は、前記キャビティ内メイン領域よりも遅れるため（図２２を参照）、このキャビティ内壁面近傍領域における各反応は、キャビティ内メイン領域のものよりも遅角側で行われている。具体的に、図中のＩｄは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIｄは低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、IIIｄは熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IVｄは予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、Ｖｄは拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。

また、図３３は、このキャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合のキャビティ内壁面近傍領域における理想熱発生率波形モデル（図３２に示すもの）をフィルタ処理によって円滑化することで得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形（キャビティ内壁面近傍領域理想熱発生率波形）を示している。このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて合成されることでキャビティ内壁面近傍領域のみを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

以上のように、１回の燃料噴射において、その燃料の略全量が前記キャビティ外領域に噴射された場合には、例えば図２７に示すようなキャビティ外メイン領域理想熱発生率波形および図２９に示すようなシリンダ内壁面近傍領域理想熱発生率波形がそれぞれ作成され、これらを合成することにより、筒内全体を対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

一方、１回の燃料噴射において、その燃料の略全量が前記キャビティ内領域に噴射された場合には、例えば図３１に示すようなキャビティ内メイン領域理想熱発生率波形および図３３に示すようなキャビティ内壁面近傍領域理想熱発生率波形がそれぞれ作成され、これらを合成することにより、筒内全体を対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

さらに、１回の燃料噴射において、燃料の一部がキャビティ外領域に噴射され、他の燃料がキャビティ内領域に噴射された場合、つまり、燃料がキャビティ外領域とキャビティ内領域とに噴き分けられた場合には、キャビティ外メイン領域、シリンダ内壁面近傍領域、キャビティ内メイン領域、および、キャビティ内壁面近傍領域それぞれを対象とする理想熱発生率波形が作成され、これらを合成することにより、筒内全体を対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。例えば、キャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合の各理想熱発生率波形が図２７および図２９に示すものであり、キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合の各理想熱発生率波形が図３１および図３３に示すものであった場合には、筒内全体を対象とした理想熱発生率波形として図３４に示すような理想熱発生率波形（気筒内理想熱発生率波形）が作成されることになる。

なお、実際のエンジン１では、メイン噴射以外にパイロット噴射やアフタ噴射等が行われる。このため、これらパイロット噴射やアフタ噴射に対しても、前述の場合と同様に対象領域における理想熱発生率波形モデルを作成し、これをフィルタ処理によって円滑化することにより理想熱発生率波形が作成される。一般にパイロット噴射はピストン１３の圧縮上死点よりも所定角度以上進角側のクランク角度位置で実行され、アフタ噴射はピストン１３の圧縮上死点よりも所定角度以上遅角側のクランク角度位置で実行されるため、これら噴射はキャビティ外領域に向けて行われる。また、これらの噴射量は比較的少なく、壁面付近にまで達しないため、これら噴射を対象とする理想熱発生率波形は前記キャビティ外領域理想熱発生率波形と同様の手法によって求められることになる。

そして、前記メイン噴射における筒内全体を対象とした理想熱発生率波形と、これら理想熱発生率波形（パイロット噴射やアフタ噴射を対象とする理想熱発生率波形）とを合成することによって１サイクルを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

また、メイン噴射を複数回に分割して実行（分割メイン噴射）した場合にあっても、各メイン噴射それぞれにおける理想熱発生率波形同士を合成することによって１サイクルを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

このように複数回の噴射が実行される場合に、それぞれの理想熱発生率波形を合成するに当たっては、前段（進角側）で燃料が噴射されるタイミングでの対象領域内温度と、その後に（遅角側で）燃料が噴射されるタイミングでの対象領域内温度とが互いに異なっていることを考慮する必要がある。具体的には、エンジンの定常運転状態において、進角側で燃料が噴射されるタイミングにおいて前記予熱等が行われていない場合には、外部から吸入される新気、気筒内の残留ガスおよびＥＧＲガス等のガスがピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始される。なお、エンジンの始動時やフューエルカットからの燃料噴射復帰時等にあっては、外部から吸入される新気がピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始されることになる。一方、その遅角側で燃料が噴射される場合には、前記圧縮ガス温度に対して、既燃ガス（進角側で噴射された燃料の燃焼ガス）の温度等が加算されて温度上昇した温度場に対して燃料が噴射されることになるため、既燃ガスによる温度上昇がない場合に比べて反応開始時期が進角側に移行することになる。このことを考慮し、進角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形、および、遅角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形それぞれを前述した温度変化を考慮して求める。つまり、各噴射における各反応の開始時点等を温度管理によって規定する。これにより、各噴射における各反応の開始時点を適切に求めることが可能になる。その結果、反応の開始順序や反応同士が並行される期間等を適正に規定することが可能になり、各噴射に応じて作成された理想熱発生率波形を合成することによる理想熱発生率波形を高い精度で作成することが可能になる。

（２）実熱発生率波形の作成
前記理想熱発生率波形と比較される実熱発生率波形は、前記筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力の変化に応じて作成される。つまり、気筒内での熱発生率と筒内圧力との間には相関がある（熱発生率が高いほど筒内圧力は高くなる）ので、この筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力から実熱発生率波形を作成することができる。この検出した筒内圧力から実熱発生率波形を作成する処理については公知であるため、ここでの説明は省略する。

（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断
燃焼状態の診断（反応形態の診断）としては、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離の大きさに基づいて行われる。例えば、その乖離が予め設定された閾値以上となっている反応形態が存在している場合には、その反応形態に異常が生じていると診断することになる。例えば熱発生率の偏差が１０［Ｊ／°ＣＡ］以上となっている反応形態が存在する場合や、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形のクランク角度側への偏差（進角側または遅角側の偏差）が３°ＣＡ以上となっている反応形態が存在する場合には、その反応形態に異常が生じていると診断する。これら値はこれに限定されるものではなく、実験やシミュレーションによって適宜設定される。

例えば、図３４に示した理想熱発生率波形が作成された場合を例に挙げて説明すると、図３５に破線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形（図３４で示した波形）に対して各高温酸化反応（予混合燃焼による高温酸化反応および拡散燃焼による高温酸化反応）における実熱発生率波形が遅角側にずれており、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応の反応開始時期に異常が生じていると診断することになる。

また、図３５に一点鎖線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形に対して各高温酸化反応における熱発生率波形のピーク値が高く、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応での反応量に異常が生じていると診断することになる。また、このような診断は、高温酸化反応に限らず、前記気化反応、低温酸化反応、熱分解反応それぞれに対しても同様に行われる。

また、図３５に二点鎖線で示す実熱発生率波形のように、壁面近傍領域理想熱発生率波形が生じていない場合には壁面近傍にまで燃料が達しておらず、例えば燃料噴射圧力が不足しているか燃料噴射量が不足していると診断することになる。

なお、前記反応形態に異常が生じているか否かを診断するためのパラメータとしては、上述した反応時期の偏差（着火遅れ等）や、熱発生率波形のピーク値の偏差に限らず、反応速度の偏差、反応期間の偏差、ピーク位相等も挙げられる。

（４）診断結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正
前記理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断において、上述した如く理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が予め設定された閾値を超える反応形態が存在する場合、その反応形態に異常が生じていると診断され、この乖離を小さくするようにエンジン１の制御パラメータが補正されることになる。

例えば、実熱発生率波形が、図３５に破線で示したものである場合には、燃料の着火遅れが生じており、酸素不足であると判断して、前記インタークーラ６１による吸気の冷却能力を高めるようにしたり、ＥＧＲバルブ８１の開度を小さくしてＥＧＲガス量を減量したり、吸気の過給率を上昇させたりすることで酸素不足を解消する。

また、実熱発生率波形が、図３５に一点鎖線で示したものである場合には、燃料の反応量が大きすぎると判断して、燃料噴射量の減量補正や、ＥＧＲガスの増量補正等を行う。

さらに、実熱発生率波形が、図３５に二点鎖線で示したものである場合には、燃料噴射圧力が不足しているか燃料噴射量が不足していると判断して、サプライポンプ２１の吐出圧を高める補正動作や、燃料噴射量の増量補正等を行う。

その他の補正動作として、実熱発生率波形における反応開始時期が理想熱発生率波形に対して遅角側に位置している場合には、吸気の過給率を上昇させたり、対象領域に対するパイロット噴射による予熱量を増量させる等の補正を行うことも挙げられる。

また、実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付けるための制御パラメータとしては、上述したもの以外に、燃料噴射時期、気筒内のガス組成、吸入空気量（ガス量）、各種の学習値（燃料噴射量や燃料噴射時期の学習値など）であってもよい。例えば、対象領域の酸素密度に過不足が生じている場合、学習値としては、ＥＧＲガスの補正や吸気の過給率の補正を行うように学習する。また、対象領域の燃料密度に過不足が生じている場合、学習値としては、燃料噴射時期や、燃料噴射圧力や、燃料噴射量の補正を行うように学習する。

このような制御パラメータの補正は、この制御パラメータの補正によって実熱発生率波形を理想熱発生率波形に略一致させることが可能な場合に実行される。具体的には、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が所定の補正可能乖離量以下である場合に実行される。この補正可能乖離量としては、実験またはシミュレーションによって予め設定されている。そして、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が前記補正可能乖離量を超えている場合には、制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えることになるので、これによってエンジン１を構成している機器の一部に故障が生じていると診断する。具体的には、気筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれの下限値を予め設定しておき、これら気筒内温度、酸素密度、燃料密度の何れかがその下限値を下回っている場合には、エンジン１の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えるとして、エンジン１に故障が生じていると診断することになる。

この場合、前記制御パラメータの補正を行うことなく、例えば、車室内のメータパネル上のＭＩＬ（警告灯）を点灯させて運転者に警告を促すと共に、前記ＥＣＵ１００に備えられたダイアグノーシスに異常情報が書き込まれることになる。

以上説明したように、本実施形態では、筒内を、キャビティ外メイン領域、シリンダ内壁面近傍領域、キャビティ内メイン領域、および、キャビティ内壁面近傍領域に分割し、各領域の温度を個別に求めた上で、各領域を対象として熱発生率波形を作成している。つまり、温度や燃料密度等の物理量が互いに異なっている可能性のある各領域それぞれに対し、各領域に噴射された燃料の反応状態を領域内の環境に応じて個別に求めて理想熱発生率波形をそれぞれ作成している。このため、筒内全体のガス温度等を平均化して燃焼状態（熱発生率波形）を規定する従来技術に比べて、各領域における燃料の反応状態をより正確に規定することができ、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

また、本実施形態では、前記熱発生率波形を作成するに当たって、前記キャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれに存在する燃料の量を、各領域の燃料分配率（領域総燃料分配率）に基づいて決定している。このため、各領域での反応形態をより高い精度で規定することが可能になり、高い精度で熱発生率波形を作成することができる。

そして、本実施形態では、これら理想熱発生率波形を合成して気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成し、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の診断を行っている。このため、燃料の複数の反応形態それぞれに対し、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、その反応形態に異常が生じていると診断することができる。つまり、各反応形態を個別に扱い、それぞれについて異常の有無を診断することができる。このため、異常が生じている反応形態の特定を高い精度で行うことができ、診断精度の向上を図ることができる。そして、異常であると診断された反応形態に対して改善策（制御パラメータの補正）を講じることで（乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合）、その反応形態の反応状態を適正化するための最適な制御パラメータを補正することが可能になり、効果的な補正動作が行える。これにより、燃料の各反応全体を理想的な反応に近付ける（各反応の実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付ける）ことが可能になって、エンジン１の制御性を大幅に改善することができる。

また、反応に異常が生じていると診断された場合において、その異常が解消可能であるか否かを、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量に基づいて判断するようにしているため、制御パラメータの補正によって正常な反応状態が得られる状態と、部品交換などのメンテナンスが必要な状態とを正確に判別することが可能になる。

−他の実施形態−
以上説明した実施形態は、自動車に搭載された直列４気筒ディーゼルエンジン１に本発明を適用した場合について説明した。本発明は、自動車用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、気筒数やエンジン形式（直列型エンジン、Ｖ型エンジン、水平対向型エンジン等の別）についても特に限定されるものではない。また、本発明は軽油を燃料とするディーゼルエンジンに限らず、ガソリンやその他の燃料を使用するエンジンに対しても適用が可能である。

また、前記実施形態では、本発明に係る燃焼状態診断装置を車載のＥＣＵ１００のＲＯＭに格納（車両に実装）し、エンジン１の運転状態において燃焼状態の診断を行うようにしていた。本発明はこれに限らず、実験装置（エンジンベンチ試験器）に前記燃焼状態診断装置を備えさせ、エンジン１の設計段階において、この実験装置上でエンジン１を試験運転させる際に燃焼状態の診断を行って、制御パラメータの適正値を取得するといった使用形態に適用することも可能である。

また、前記実施形態は、各領域それぞれについて理想熱発生率波形を作成し、これらを合成することによって燃焼状態の診断に利用するものであった。本発明は、これに限定されるものではなく、前記領域毎に作成された理想熱発生率波形を個別に用いて燃焼状態の診断を行うようにしたり、エンジンの設計や制御パラメータの適合値を求めるために利用してもよい。このように理想熱発生率波形を個別に用いる場合、必要な理想熱発生率波形のみを作成すればよいことになるため、前記各領域のうち理想熱発生率波形の作成が必要な領域に対してのみ前述した温度推定を行えばよいことになる。

また、前記実施形態では、通電期間においてのみ全開の開弁状態となることにより燃料噴射率を変更するピエゾインジェクタ２３を適用したエンジン１について説明したが、本発明は、可変噴射率インジェクタを適用したエンジンへの適用も可能である。

本発明は、自動車に搭載されるディーゼルエンジンにおいて、燃料の各反応の熱発生率波形の作成および各反応の診断に適用可能である。

１ エンジン（内燃機関）
１２ シリンダボア
１３ ピストン
１３ｂ キャビティ
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
３ 燃焼室
４Ａ 筒内圧センサ
１００ ＥＣＵ
Ｆ１ キャビティ外領域の噴霧
Ｆ２ キャビティ内領域の噴霧
Ｉａ〜Iｄ 気化反応の理想熱発生率波形モデル
IIａ〜IId 低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
IIIａ〜IIId 熱分解反応の理想熱発生率波形モデル
IVａ〜IVd 予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
Ｖａ〜Ｖd 拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル

Claims (13)

1. 燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記気筒内の温度を推定する装置であって、
   前記気筒内を、気筒内の温度分布に基づいて複数の領域に分割し、
   前記複数の領域のうち少なくとも一つの領域を対象領域として、その対象領域の温度を、前記気筒内の温度分布から推定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の筒内温度推定装置。
2. 請求項１記載の内燃機関の筒内温度推定装置において、
   前記複数の領域は、ピストンに設けられたキャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれにおける中央空間領域および壁面近傍領域であることを特徴とする内燃機関の筒内温度推定装置。
3. 請求項２記載の内燃機関の筒内温度推定装置において、
   前記燃料の燃焼に伴う前記キャビティの内部領域からキャビティの外部領域への燃焼ガスの溢れ出し量、または、前記キャビティの外部領域からキャビティの内部領域への燃焼ガスの溢れ出し量に基づく補正を行って前記対象領域の温度を推定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の筒内温度推定装置。
4. 請求項２または３記載の内燃機関の筒内温度推定装置において、
   前記燃料噴射弁の燃料噴射期間を、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の略全量がキャビティの外部領域に噴射されるキャビティ外燃料噴射期間と、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の略全量がキャビティの内部領域に噴射されるキャビティ内燃料噴射期間と、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の一部がキャビティの外部領域に他がキャビティの内部領域にそれぞれ噴射される遷移燃料噴射期間とに分けて、それぞれの期間におけるキャビティの内部領域に噴射される燃料およびキャビティの外部領域に噴射される燃料それぞれの分配率を算出し、この分配率から、キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれの中央空間領域の温度を推定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の筒内温度推定装置。
5. 請求項４記載の内燃機関の筒内温度推定装置において、
   前記キャビティの内部領域およびキャビティの外部領域それぞれにおける壁面近傍領域の温度は、その壁面近傍領域の内側に存在する前記中央空間領域の温度に、その温度に基づいて設定された反映率を乗算することによって算出される構成となっていることを特徴とする内燃機関の筒内温度推定装置。
6. 請求項１〜５のうち何れか一つに記載の内燃機関の筒内温度推定装置によって推定された温度を含む対象領域環境に応じて、燃料の反応状態を求めて理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
7. 請求項６記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃料噴射弁から噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を領域内の環境に応じて算出して理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
8. 請求項７記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃料の複数の反応とは、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応であることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
9. 請求項６、７または８記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記理想熱発生率波形が求められた各領域それぞれの理想熱発生率波形を合成することによって気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
10. 請求項６〜９のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
    前記理想熱発生率波形は、前記各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで作成されることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
11. 請求項６〜１０のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合には、燃料の反応に異常が生じていると診断する構成となっていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
12. 請求項１１記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    前記理想熱発生率波形と実熱発生率波形とを燃料の各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている反応が存在する場合には、その反応に異常が生じていると診断する構成となっていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
13. 請求項１１または１２記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    車両に実装または実験装置に搭載されていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。

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