JP2014202182A - 内燃機関の熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置 - Google Patents

Abstract

【課題】内燃機関の気筒内での燃料の燃焼状態を高い精度で規定することが可能な内燃機関の熱発生率波形作成装置および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、単一の燃料噴射が行われた際に、インジェクタ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たり、燃料噴射の継続中に燃焼場温度が拡散燃焼の開始温度まで上昇するなどして、噴霧の連続性や温度場の連続性が維持されなくなった場合には、燃焼形態の異なる各混合気塊毎に燃料の気化反応、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各反応形態の理想熱発生率波形を作成する。【選択図】図３０

Description

本発明は、ディーゼルエンジン等の内燃機関の熱発生率波形を作成する装置、および、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。

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

これまでの理想的な熱発生率波形の作成は、インジェクタからの単一噴射（燃料噴射が途切れることのない１回の燃料噴射；単発噴射とも呼ばれる）に対し、単一の混合気塊が、燃焼場の温度上昇に伴って低温酸化反応や高温酸化反応等の各種反応を連続して行っていくことを前提としていた。

このため、例えば、この理想的な熱発生率波形を利用して実際の燃焼状態を診断する場合にあっては、インジェクタから単一噴射が行われた際における実際の熱発生率波形が不連続な波形となった場合に、燃焼が異常であると診断したり、インジェクタ等のアクチュエータが故障していると診断したりすることになる。

この点に関し、本発明の発明者は、燃料の単一噴射が行われた場合であっても、その噴射された燃料の一部が異なる燃焼場を形成する場合や、この単一噴射の継続中に燃焼場の温度が急速に変化して反応形態が変化した場合などにあっては、噴霧の連続性や温度場の連続性が維持されなくなり、実際の熱発生率波形が不連続な波形となることによって、前記異常や故障が生じているとして異常診断が行われてしまう可能性があることを見出した。つまり、従来の熱発生率波形の作成手法による燃焼状態の診断では、燃焼の異常やアクチュエータの故障が生じていないにも拘わらず、これら異常や故障が生じているといった誤診断（実熱発生率波形が不連続な波形となっていることに起因する誤診断）を行ってしまう可能性があるため、従来の単一の混合気塊が各種反応を連続して行うといった扱いのみでは適切な熱発生率波形の作成ができない場合があることを見出した。

そこで、本発明の発明者は、前記単一噴射が行われた際の燃料の燃焼状態を高い精度で規定できる新たな熱発生率波形の作成手法について考察した。

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、内燃機関の気筒内での燃料の燃焼状態を高い精度で規定することが可能な内燃機関の熱発生率波形作成装置および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、単一噴射が行われた場合の燃料の燃焼を、単一の混合気塊の燃焼として扱うか、または、多段化させた燃焼として扱うかを、燃料の噴射形態または気筒内の環境状態等に基づいて判別し、それに基づいて熱発生率波形を作成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での前記燃焼の熱発生率波形を作成する装置を対象とする。この熱発生率波形作成装置に対し、前記燃料噴射弁から気筒内に単一の燃料噴射が行われた際に、その燃料の燃焼が不連続燃焼となる所定の燃焼不連続条件が成立している場合には、前記単一の燃料噴射で噴射された燃料の燃焼を多段化させて理想熱発生率波形を作成する構成としている。

なお、ここでいう「単一の燃料噴射」とは、燃料噴射弁からの燃料噴射が開始されてから、その燃料噴射が途切れることなく燃料噴射が終了するまでの期間の燃料噴射をいう。

また、ここでいう「燃焼が不連続燃焼となる」とは、例えば、燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧（混合気塊）が複数の領域に分散されて噴霧の連続性が維持されない状態となって、それぞれにおいて異なる燃焼状態（例えば着火時期が異なったり、燃焼速度が異なったりする燃焼状態）となる場合、または、燃料噴射弁からの燃料噴射の継続中に燃焼場の温度が上昇して温度場の連続性が維持されない状態となって、その燃焼場での燃料の燃焼状態が変化する場合等が挙げられる。

また、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。

さらに、ここでいう「燃焼を多段化させて理想熱発生率波形を作成する」とは、単一の燃料噴射における燃料の燃焼が不連続燃焼となっていることに応じて、この不連続燃焼となっている各燃焼それぞれを対象として理想熱発生率波形を作成することをいう。

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。

前記特定事項により、燃料噴射弁から単一の燃料噴射が行われた際に、所定の燃焼不連続条件が成立している場合には、その燃料の燃焼を多段化させて理想熱発生率波形を作成することになる。つまり、単一の燃料噴射における燃料の燃焼が不連続燃焼となっていることに応じて、この不連続燃焼となっている各燃焼それぞれを対象として理想熱発生率波形を作成することになる。このため、燃料噴射弁からの単一噴射に対し、常に、単一の混合気塊が、燃焼場の温度上昇に伴って各種反応を連続して行っていくことを前提として理想熱発生率波形を規定していた従来の熱発生率波形の作成手法に比べて、燃料の燃焼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。

前記燃焼不連続条件として具体的には以下のものが挙げられる。

まず、単一の燃料噴射が行われた際に、ピストンに設けられたキャビティの内部領域とキャビティの外部領域とに存在する燃料量に基づいて前記燃焼不連続条件の成立の有無を判定するものである。

この場合、前記単一の燃料噴射が行われた際に、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燃料が噴き分けられる燃料噴射期間が存在している場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定することになる。

このように単一の燃料噴射が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噴き分けられた場合、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存在する燃料が互いに独立して燃焼を行う状況となるため、これ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に存在する混合気を個別の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を作成する。つまり、燃料噴射弁から噴射された燃料がキャビティの内部領域とキャビティの外部領域とに噴き分けられた場合には、多段噴射が行われた場合と同様の燃焼として扱って、それぞれを対象として理想熱発生率波形を作成する。これにより、信頼性の高い理想熱発生率波形を得ることが可能になる。

また、他の燃焼不連続条件として、単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内における混合気塊の燃料密度に基づいて前記燃焼不連続条件の成立の有無を判定することも挙げられる。

この場合に、前記単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内の混合気塊における燃料密度が高い領域と燃料密度が低い領域との密度差が所定値以上である場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定することになる。

このように単一の燃料噴射が行われた際に混合気の燃料密度が比較的高くなっている領域と燃料密度が比較的低くなっている領域とが存在していて、これらの燃料密度の差が所定値以上である場合には、各領域それぞれに存在する燃料は互いに異なる（反応速度や反応量等が互いに異なる）燃焼形態となるため、これら燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気を個別の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を作成する。つまり、多段噴射が行われた場合と同様の燃焼として扱って、それぞれを対象として理想熱発生率波形を作成する。この場合にも、信頼性の高い理想熱発生率波形を得ることが可能になる。

他の燃焼不連続条件として、前記燃料噴射弁からの単一の燃料噴射の継続途中で燃焼場の温度上昇に伴う燃焼場における主たる燃焼形態の変化に基づいて前記燃焼不連続条件の成立の有無を判定することも挙げられる。

この場合に、前記燃料噴射弁からの単一の燃料噴射の継続途中で燃焼場の温度上昇に伴って燃焼場における主たる燃焼形態が予混合燃焼による高温酸化反応から拡散燃焼による高温酸化反応に移行した場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定することになる。

このように単一の燃料噴射の継続途中に燃焼形態が変化した場合には、同一の燃焼場であっても燃焼の連続性が維持されない可能性があるので、それぞれの燃焼を個別に扱って理想熱発生率波形を作成する。この場合にも、信頼性の高い理想熱発生率波形を得ることが可能になる。

さらに、他の燃焼不連続条件として、単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内における浮遊燃料の反応状態に基づいて前記燃焼不連続条件の成立の有無を判定することも挙げられる。

この場合に、前記単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内における主たる燃焼場での燃料の燃焼によって気筒内の温度が上昇し、前記浮遊燃料の反応状態が変化した場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定することになる。

このように単一の燃料噴射が行われた際に、浮遊燃料の反応状態が変化した場合にも、この浮遊燃料の各燃焼を個別に扱って理想熱発生率波形を作成する。この場合にも、信頼性の高い理想熱発生率波形を得ることが可能になる。

また、前記理想熱発生率波形を作成するための手法として具体的には、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、反応期間を燃焼場の環境に応じて算出して理想熱発生率波形を作成するものとしている。

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各燃焼場それぞれに対し、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）を個別に求めて理想熱発生率波形を作成することになる。従来技術では、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）を規定していた。本解決手段では、この従来技術のものに比べて、各燃焼場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理想熱発生率波形を利用する場合には、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。

前述の如く燃焼を多段化させて作成された各理想熱発生率波形の利用形態としては、これら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、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前記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。

前記反応に異常が生じていると診断された場合の具体的な動作としては以下のものが挙げられる。つまり、前記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の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、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の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断する構成となっている。

このように、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。このため、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となる。

なお、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う場合の制御パラメータとしては、気筒内の酸素量や燃料量が挙げられる。気筒内の酸素量は酸素密度によって決定され、ＥＧＲ率や吸気の過給率等によって調整が可能である。また、気筒内の燃料量は燃料密度によって決定され、燃料噴射時期や燃料噴射圧力や燃料噴射量によって調整が可能である。一方、内燃機関に故障が生じていると診断する場合の一例としては、実熱発生率波形の乖離が補正可能乖離量を超えている場合であり、この場合には、内燃機関の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、これによって内燃機関に故障が生じていると診断することが可能である。具体的には、気筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれに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、内燃機関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、内燃機関に故障が生じていると診断することになる。

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、単一の燃料噴射が行われた場合に、その燃料の燃焼が不連続燃焼となる所定の燃焼不連続条件が成立している場合には、単一の燃料噴射で噴射された燃料の燃焼を多段化させて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、信頼性の高い理想熱発生率波形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。 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。 燃料の燃焼プロセスを説明するための模式図である。 比較的高い貫徹力でキャビティ内領域に燃料が噴射された場合に、噴霧の燃料密度が比較的高くなっている領域と噴霧の燃料密度が比較的低くなっている領域とを示す図である。 同一燃料噴射量において燃料噴射圧を変化させた場合におけるインジェクタからの半径方向距離と燃料量との関係を示す図である。 同一燃料噴射圧において燃料噴射量を変化させた場合におけるインジェクタからの半径方向距離と燃料密度分布との関係を示す図である。 燃料噴射量および燃料噴射圧に応じて求められるインジェクタからの半径方向距離と燃料量との関係を示す図である。 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。 キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合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。 キャビティ内外噴霧分割条件が成立している場合における燃料噴射率波形と、それに応じた各熱発生率波形、および、比較例における理想熱発生率波形それぞれを示す図である。 混合気密度乖離条件が成立している場合における各熱発生率波形を示す図である。 混合気密度乖離条件が成立している場合であって、気筒内の酸素密度が低くなっている場合における各熱発生率波形を示す図である。 燃焼場温度変化条件が成立している場合における燃料噴射率波形と、それに応じた各熱発生率波形および筒内温度の変化をそれぞれ示す図である。 キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた際に燃焼不連続条件が成立していない場合の理想熱発生率波形（実線）および実熱発生率波形（破線および一点鎖線）の一例を示す図である。 単一噴射が行われ、その噴射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ことで燃焼不連続条件が成立している場合の理想熱発生率波形（実線）および実熱発生率波形（破線および一点鎖線）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（拡散燃焼の開始時期など）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内である状況では、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、他方の領域内に流れ込む量（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流れ込む量、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流れ込む量）は殆ど無い。

これは、キャビティ外領域に向けて噴射された噴霧が燃焼する際、キャビティ内領域のガスが、キャビティ１３ｂの内壁の抗力によって、キャビティ外領域からの燃焼ガスの流入を抑制するからである。

また、キャビティ内領域に向けて噴射された噴霧が燃焼する際、この燃焼は前記ＴＤＣ近傍で発生するので、キャビティ外領域の容積は小さくなっており（例えば図９（ａ）に示す状態を参照）、シリンダヘッド１５の下面からの抗力によって、キャビティ内領域からキャビティ外領域への噴霧および既燃ガスの流出は抑制されることになる。

以上のことから、キャビティ外領域に向けて噴射された燃料の燃焼は、このキャビティ外領域のみでの燃焼として扱うことができる。同様に、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料の燃焼は、このキャビティ内領域のみでの燃焼として扱うことができる。つまり、各燃焼を個別に扱うことができる。

なお、何れかの領域に存在する燃料量が所定量を超える状況では、その領域から他方の領域への噴霧およびその既燃ガスの溢れが生じる可能性がある。この場合の溢れ出し量は、その領域に存在する燃料量に比例する。

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。

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。

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１６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１６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１６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１６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１６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１６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１６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（酸化反応）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１６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１７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、前記（１）理想熱発生率波形の作成において、インジェクタ２３からの単一噴射（燃料噴射が途切れることのない１回の燃料噴射）に対し、その燃料の燃焼が不連続燃焼となる所定の燃焼不連続条件が成立しているか否かを判定し、この燃焼不連続条件が成立していない場合には、本来の単一噴射での燃焼として扱って理想熱発生率波形を作成する。つまり、インジェクタ２３からの単一噴射により生成された混合気を単一の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を作成する。一方、前記燃焼不連続条件が成立している場合には、単一噴射された燃料の燃焼を多段化させて理想熱発生率波形を作成する。例えば、多段噴射（複数回に亘る燃料噴射）が行われた場合と同様の燃焼として扱って理想熱発生率波形を作成する。つまり、インジェクタ２３からの単一噴射により生成された混合気を複数の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を規定するようにしている。

（燃焼不連続条件）
前記燃焼不連続条件としては、（Ｉ）キャビティ内外噴霧分割条件、（II）混合気密度乖離条件、および、（III）燃焼場温度変化条件が挙げられる。これら条件のうち少なくとも一つが成立した場合には燃焼不連続条件が成立しているとして、単一噴射された燃料の燃焼を多段化させて理想熱発生率波形を作成することになる。以下、各燃焼不連続条件について具体的に説明する。

（Ｉ）キャビティ内外噴霧分割条件
前述したようにインジェクタ２３から噴射された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、その燃料の燃焼場もキャビティ外領域とキャビティ内領域とに分割されることになる。

具体的に、キャビティ外領域に燃料が噴射されている状態（例えば図１１（ａ）に示す状態）から、ピストン１３の移動に伴ってキャビティ内領域に燃料が噴射される状態（例えば図９（ａ）に示す状態）に移行する場合には、燃料噴射期間の前半で噴射された燃料はキャビティ外領域で主たる燃焼場を形成し、燃料噴射期間の後半で噴射された燃料はキャビティ内領域で主たる燃焼場を形成することになる。

一方、キャビティ内領域に燃料が噴射されている状態（例えば図９（ｂ）に示す状態）から、ピストン１３の移動に伴ってキャビティ外領域に燃料が噴射される状態（例えば図１１（ｂ）に示す状態）に移行する場合には、燃料噴射期間の前半で噴射された燃料はキャビティ内領域で主たる燃焼場を形成し、燃料噴射期間の後半で噴射された燃料はキャビティ外領域で主たる燃焼場を形成することになる。

ここで、これら燃焼場における燃料の燃焼プロセスについて簡単に説明する。インジェクタ２３から燃料が噴射された際、その温度場が燃焼開始温度に達すると、燃焼場に存在する燃料中の燃焼し易い成分の自着火が同時多発し、図１８に模式的に示すように、この自着火した火炎が紐状に成長して未燃ガス領域に進行していく（図中に示した太線の矢印を参照）。また、この紐状の火炎は略ハニカム形状の自着火領域を形成し、この領域の内側の領域には未燃ガスが存在している（燃焼過程の第１段階）。その後、この略ハニカム形状の自着火領域の内側に向けて火炎が伝播して、この内側の領域でも自着火が行われることになり、この領域が既燃ガス領域となる（燃焼過程の第２段階）。このような現象が既燃ガス領域から未燃ガス領域に亘って逐次進行していきながら燃焼場全体に亘って燃焼が行われていく。一般的にはこのような２段階で燃焼場全体の燃焼が行われる。

このため、前記燃料噴射期間の前半で噴射された燃料（例えばキャビティ内領域に噴射された燃料）で前記第１段階の自着火が行われても、燃料噴射期間の後半で噴射された燃料（例えばキャビティ外領域に噴射された燃料）にあっては、この第１段階（燃料噴射期間の前半で噴射された燃料の第１段階）での火炎を受けて前記第２段階の燃焼を起こすといったことはなく、この後半で噴射された燃料についても第１段階の自着火が行われなければ、第２段階の燃焼は行われないことになる。つまり、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は互いに独立した過程（独立した燃焼プロセス）を経て燃焼ガス塊となって既燃ガス領域を生成していくことになる。特に、燃料噴射が行われた後の着火遅れが比較的小さい拡散燃焼にあっては、前述した如く燃料が噴き分けられた場合に、キャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれに対する噴射期間が異なって着火時期が異なることになるため各領域の燃焼過程は同期せず互いの燃焼の独立性は顕著である。例えば、燃料噴射期間の前半でキャビティ内領域に燃料が噴射され、燃料噴射期間の後半でキャビティ外領域に燃料が噴射される場合には、キャビティ内領域での拡散燃焼のための前記第１段階は、キャビティ外領域での拡散燃焼のための前記第１段階よりも進角側で（早期に）開始されることになり、互いに独立した過程を経て既燃ガスを生成していく。

このため、インジェクタ２３からの単一噴射（途切れることなく連続した燃料噴射）が行われたとしても、その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場合には、これら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が互いに独立して燃焼を行う状況となるため、これら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混合気を個別の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を規定する必要がある。つまり、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た場合には、多段噴射が行われた場合と同様の燃焼として扱う必要があるため、本実施形態にあっては、このような状況ではキャビティ内外噴霧分割条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断することになる。

より具体的には、燃料噴射量、燃料噴射圧力、燃料噴射開始時期等のパラメータに基づいて、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るか否かを判定し、噴き分けられる状況である場合にはキャビティ内外噴霧分割条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断する。

また、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るエンジン運転状態としては、燃料噴射量が多い場合や、燃料噴射期間（燃料噴射行われるクランク角度の期間）が長くなるエンジン１の高回転時である。つまり、高負荷高回転時である。このため、前記アクセル開度センサ４７によって検出されるアクセルペダルの踏み込み量等から求められるエンジン負荷が所定値以上であり、かつクランクポジションセンサ４０の検出信号に基づいて算出されるエンジン１の回転速度が所定値以上である場合にキャビティ内外噴霧分割条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断することもできる。これら所定値（閾値）は予め実験やシミュレーション等によって規定されている。
（II）混合気密度乖離条件
インジェクタ２３からの燃料噴射量が比較的多い場合や燃料噴射圧（レール圧）が比較的高い場合は、その貫徹力が比較的大きいため、主たる噴霧（噴霧塊）はインジェクタ２３から離れた領域に達する。このため、インジェクタ２３の周辺部分では噴霧の燃料密度が比較的低く、その外周側では噴霧の燃料密度が比較的高くなっている。

逆に、インジェクタ２３からの燃料噴射量が比較的少ない場合（例えば１０ｍｍ³未満である場合）や燃料噴射圧が比較的低い場合は、その貫徹力が比較的小さいため、主たる噴霧（噴霧塊）はインジェクタ２３近傍に存在することになる。このため、インジェクタ２３の周辺部分では噴霧の燃料密度が比較的高く、その外周側では噴霧の燃料密度が比較的低くなっている。

図１９は、比較的高い貫徹力でキャビティ内領域に燃料が噴射された場合に、噴霧の燃料密度が比較的高くなっている領域と噴霧の燃料密度が比較的低くなっている領域との概略を示す図である。この図１９における領域Ｆ３，Ｆ３では噴霧の燃料密度が比較的高くなっており、領域Ｆ４では噴霧の燃料密度が比較的低くなっている。

また、図２０は、同一燃料噴射量において燃料噴射圧を変化させた場合におけるインジェクタ２３からの距離（気筒内における半径方向距離）と燃料量（燃料密度に相関がある）との関係を示す図である。図中における実線ａ，破線ｂ，一点鎖線ｃ，二点鎖線ｄの順で燃料噴射圧が低くなっている。この図からも解るように、燃料噴射圧が低くなるに従って燃料の貫徹力も低くなっていくため、インジェクタ２３の周辺部分では燃料量が多くなっていき（噴霧の燃料密度が高くなっていき）、その外周側では燃料量が少なくなっていく（噴霧の燃料密度が低くなっていく）。

また、図２１は、同一燃料噴射圧（比較的高い燃料噴射圧）において燃料噴射量を変化させた場合におけるインジェクタ２３からの距離（気筒内における半径方向距離）と燃料密度分布との関係を示す図である。図中における実線ａ，破線ｂ，一点鎖線ｃ，二点鎖線ｄの順で燃料噴射量が少なくなっている。この図からも解るように、燃料噴射量が少なくなるに従って、燃料密度分布が比較的低いインジェクタ２３近傍の領域と、燃料密度分布が比較的高い外周側の領域との燃料密度分布の差は小さくなっていく。つまり、燃料密度分布の偏差が小さくなっていく。

図２２は、前記図２０および図２１で示した各関係に基づき、燃料噴射量および燃料噴射圧に応じて求められるインジェクタ２３からの距離と燃料量との関係を示す図である。図中における各実線は燃料噴射圧が比較的低い場合の波形であって、図中における実線ａ１，ｂ１，ｃ１，ｄ１の順で燃料噴射量が少なくなっている。また、図中における各破線は燃料噴射圧が比較的高い場合の波形であって、図中における破線ａ２，ｂ２，ｃ２，ｄ２の順で燃料噴射量が少なくなっている。

このように、燃料噴射圧および燃料噴射量に応じてインジェクタ２３からの距離と燃料量との間には所定の関係が成立している。言い換えると、燃料噴射圧および燃料噴射量に応じて領域内における各所の燃料量（燃料密度分布）を推定することが可能となっている。

なお、燃料量の偏差が最も大きい場合において、燃料量が多い領域（例えば気筒内の中央部領域；図１９におけるＦ３の領域）と燃料量が少ない領域（例えば気筒内の外周部領域；図１９におけるＦ４の領域）との燃料量の比は、例えば４：１となっている。この比はこれに限定されるものではなく、燃料噴射量、燃料噴射圧、筒内圧等をパラメータとして実験またはシミュレーションによって予め求められている。

この際、前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用して算出されたキャビティ内領域の燃料量を前記比率によって分けることで、燃料密度が高い領域の燃料量および燃料密度が低い領域の燃料量がそれぞれ算出可能となる。

そして、噴霧の燃料密度が高い領域では比較的急峻な燃焼となるのに対し、噴霧の燃料密度が低い領域では比較的緩慢な燃焼となる。

また、キャビティ外領域に向けて燃料が噴射された場合においても同様に、燃料密度が比較的高くなっている領域と燃料密度が比較的低くなっている領域とが存在している。各領域における燃焼状態も前記キャビティ内領域に向けて燃料が噴射された場合と同様である。

このため、インジェクタ２３からの単一噴射（途切れることなく連続した燃料噴射）が行われたとしても、混合気の燃料密度が比較的高くなっている領域と燃料密度が比較的低くなっている領域が存在していて、これらの燃料密度の差が所定値以上である場合には、各領域それぞれに存在する燃料は互いに異なる（反応速度や反応量等が互いに異なる）燃焼形態となるため、これら燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気を個別の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を規定する必要がある。つまり、多段噴射が行われた場合と同様の燃焼として扱う必要があるため、本実施形態にあっては、このような状況では混合気密度乖離条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断することになる。

より具体的には、燃料噴射量、燃料噴射圧力、キャビティ内領域総燃料分配率やキャビティ外領域総燃料分配率等のパラメータに基づいて、インジェクタ２３から噴射された燃料の領域内での燃料量の分布を認識し、これらの分布に所定量以上の差が生じている（燃料密度が高い領域での燃料密度と燃料密度が低い領域での燃料密度との差が所定量以上である）状況である場合には混合気密度乖離条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断する。この混合気密度乖離条件が成立しているとする前記所定量（閾値）は実験やシミュレーション等によって予め規定されている。

また、このように燃料量の分布に所定量以上の差が生じるエンジン運転状態としては、燃料噴射量が多くなったり燃料噴射圧が高くなるといったエンジンの高負荷時である。このため、前記アクセル開度センサ４７によって検出されるアクセルペダルの踏み込み量等から求められるエンジン負荷が所定値以上である場合に混合気密度乖離条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断することもできる。この所定値（閾値）は予め実験やシミュレーション等によって規定されている。

（III）燃焼場温度変化条件
（III−ａ）単一噴射の継続中に反応形態が変化する場合
インジェクタ２３から噴射される燃料の高温酸化反応として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がある。そして、予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始温度は拡散燃焼による高温酸化反応の反応開始温度よりも低くなっている。例えば、後述するように予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始温度は９００Ｋであり、拡散燃焼による高温酸化反応の反応開始温度は１０００Ｋとなっている。

そして、燃料噴射圧が比較的低い場合や燃料噴射量が比較的多い場合などにあっては、インジェクタ２３からの燃料噴射期間が比較的長くなり、この燃料噴射の継続中に前記予混合燃焼による高温酸化反応に起因する温度上昇によって燃焼場の温度が拡散燃焼による高温酸化反応の反応開始温度に達する可能性がある。つまり、単一噴射の燃料噴射期間中に、燃焼場における主たる燃焼形態が予混合燃焼による高温酸化反応から拡散燃焼による高温酸化反応に移行することになる。即ち、燃料噴射が行われた後に、所定の反応遅れ時間を存して燃焼が開始される燃焼形態から、燃料噴射が行われた後に、反応遅れが殆どなく燃焼が開始される燃焼形態に移行することになる（本発明における、「燃焼場における主たる燃焼形態が予混合燃焼による高温酸化反応から拡散燃焼による高温酸化反応に移行した場合」に相当）。

このため、このように燃料噴射の継続中に燃焼形態が変化した場合には、インジェクタ２３からの単一噴射での噴射燃料の同一燃焼場であっても、燃焼形態に応じて理想熱発生率波形を規定する必要がある。つまり、同一燃焼場に多段噴射された場合と同様に燃焼を扱う必要がある。このため、本実施形態にあっては、このような状況では燃焼場温度変化条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断することになる。

より具体的には、燃焼場の温度を推定しておき、燃料噴射期間の途中でその燃焼場の温度が拡散燃焼による高温酸化反応の反応開始温度に達したか否かを判定し、この反応開始温度に達している場合には燃焼場温度変化条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断する。

なお、この燃焼場の温度を推定する手法としては公知のものが適用可能である。例えば、吸気温度、ピストン位置（吸入ガスの圧縮度合い）、前記パイロット噴射等による対象領域の予熱状態等をパラメータとし、予め実験やシミュレーションによって、これらパラメータとキャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれの温度との関係を求めてマップ化し、このマップを前記ＲＯＭに記憶させる。つまり、吸気温度、ピストン位置、各領域の予熱状態等のパラメータを前記マップに当て嵌めることでキャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれの温度が個別に求められるようにする。また、キャビティ内領域の温度を求める際に、前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用してもよい。具体的には、圧縮比に基づいて算出される圧縮ガス温度と、キャビティ内領域総燃料分配率から得られた燃料量と燃料の単位質量当たりの発生熱量との積で得られる温度上昇分との和をキャビティ内領域の温度として求めるものである。キャビティ外領域の温度も同様に求めることが可能である。

なお、これら温度を求めるための手法としてはこれに限らず、筒内平均温度から所定温度を減算した値をキャビティ外領域の温度として設定し、筒内平均温度に所定温度を加算した値をキャビティ内領域の温度として設定するようにしてもよい。この場合に減算および加算される前記所定温度は、エンジン１の運転状態に応じたマップ値が実験またはシミュレーションによって求められ、このマップ値に従って可変とされる。また、熱エネルギ方程式Ｑ＝ｍｃＴ（Ｑ：熱エネルギ、ｍ：質量、ｃ：比熱、Ｔ：温度）から温度Ｔ（＝Ｑ／ｍｃ）を算出するようにしてもよい。ここで、Ｑは対象領域（キャビティ外領域またはキャビティ内領域）への投入熱エネルギ、ｍは対象領域でのガスの質量、ｃはガスの比熱、Ｔは対象領域の温度である。

また、このように単一噴射の燃料噴射期間中に燃焼場における主たる燃焼形態が予混合燃焼による高温酸化反応から拡散燃焼による高温酸化反応に移行するエンジン運転状態としては、燃料噴射期間（燃料噴射行われるクランク角度の期間）が長くなるエンジンの高回転時（低負荷〜中負荷域での高回転時）である。このため、前記アクセル開度センサ４７によって検出されるアクセルペダルの踏み込み量等から求められるエンジン負荷が所定範囲内であり、かつクランクポジションセンサ４０の検出信号に基づいて算出されるエンジンの回転速度が所定値以上である場合に燃焼場温度変化条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断することもできる。これら所定範囲および所定値（閾値）は予め実験やシミュレーション等によって規定されている。

（III−ｂ）壁面近傍の浮遊噴霧が燃焼する場合
また、本実施形態では、前述した単一噴射の継続中に反応形態が予混合燃焼による高温酸化反応から拡散燃焼による高温酸化反応に移行する場合ばかりでなく、以下の状況が生じた場合においても、燃焼場温度変化条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断する。

インジェクタ２３からの燃料噴射が行われると、その燃料の一部は、壁面近傍において浮遊噴霧を形成することになる。例えば、キャビティ内領域に燃料が噴射された場合には、その燃料の一部がキャビティ内壁面近傍で浮遊燃料となる。また、キャビティ外領域に燃料が噴射された場合には、その燃料の一部がシリンダ内壁面近傍で浮遊燃料となる。

このような浮遊燃料が存在する領域にあっては、前記壁面（キャビティ内壁面およびシリンダ内壁面）の温度が、キャビティ内領域の中央部分やキャビティ外領域の中央部分よりも低温度となっているので、主たる燃焼領域（キャビティ内領域の中央部分やキャビティ外領域の中央部分）とは異なる燃焼状態となる。つまり、主たる燃焼領域では、温度上昇に伴って低温酸化反応や高温酸化反応が進行していくのに対し、壁面近傍の浮遊燃料は反応の開始が遅れることになる。このような状況で、この浮遊燃料の気化或いは低温酸化反応が行われている状態で、前記主たる燃焼領域からの熱を受けた場合（外部からの強制加熱時）には、その温度上昇によって浮遊燃料の燃焼形態が急速に変化し、急峻な燃焼に移ることになる（本発明における、「気筒内における主たる燃焼場での燃料の燃焼によって気筒内の温度が上昇し、浮遊燃料の反応状態が変化した場合」に相当）。

このため、このように浮遊燃料の燃焼形態が変化した場合には、インジェクタ２３からの単一噴射であっても、燃焼形態の変化に応じて理想熱発生率波形を規定する必要がある。つまり、同一燃焼場に多段噴射された場合と同様に燃焼を扱う必要がある。このため、本実施形態にあっては、このような状況においても燃焼場温度変化条件（燃焼不連続条件）が成立していると判断することになる。

以上が、各燃焼不連続条件である。

本実施形態では、以上のような燃焼不連続条件が成立した場合には、それぞれの燃焼場における燃焼状態を個別に規定し、それぞれに対して熱発生率波形を作成するようにしている。つまり、前記理想熱発生率波形の作成においては、前記キャビティ内外噴霧分割条件が成立した場合には、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混合気を個別の混合気塊として扱って個別に理想熱発生率波形を作成することになる。また、前記混合気密度乖離条件が成立した場合には、燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気を複数の混合気塊として扱って個別に理想熱発生率波形を作成することになる。さらに、燃焼場温度変化条件が成立した場合には、燃料噴射の継続中に燃焼場の温度が所定温度に達するまでの反応（予混合燃焼による高温酸化反応）および燃焼場の温度が所定温度に達した後の反応（拡散燃焼による高温酸化反応）それぞれを対象として（浮遊噴霧が燃焼する場合には、外部からの強制加熱による燃焼形態の変化前の反応および変化後の反応それぞれを対象として）個別に理想熱発生率波形を作成することになる。

また、このような理想熱発生率波形の作成手法を適用するのは、燃料の各種反応形態のうち低温酸化反応、熱分解反応、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）である。また、低温酸化反応は燃料密度の影響を殆ど受けないため、前記混合気密度乖離条件が成立した場合にこの理想熱発生率波形の作成手法を適用するのは、熱分解反応および高温酸化反応（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）のみである。

なお、前記各燃焼不連続条件のうち複数が同時に成立している場合には、各条件に応じて燃焼場を分割し、それら燃焼場における燃焼状態を個別に規定して、それぞれに対して熱発生率波形を作成することになる。例えばキャビティ内外噴霧分割条件と混合気密度乖離条件とが同時に成立している場合には、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密度が高い領域と燃料密度が低い領域との４領域に分割し、それぞれに対して熱発生率波形を作成することになる。また、例えば燃焼場温度変化条件と混合気密度乖離条件とが同時に成立している場合には、燃料密度が高い領域および燃料密度が低い領域それぞれの温度変化に伴う燃焼形態の変化に応じて４種類の燃焼に分割し、それぞれに対して熱発生率波形を作成することになる。

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）理想熱発生率波形の作成対象の分割、（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。

この理想熱発生率波形の合成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）が作成されることになる。

一方、前記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。

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領域およびキャビティ外領域のうち燃料噴射が行われた領域を「対象領域」と呼ぶこととする（一方の領域に燃料噴射が行われた場合には、この一方の領域が対象領域に該当し、両領域に燃料噴射が行われた場合には、この両領域が対象領域に該当することになる）。

また、以下に説明する理想熱発生率波形の作成手法は、前記燃焼不連続条件が成立していない場合、および、前記燃焼不連続条件が成立している場合の何れにおいても採用される。

つまり、前記単一噴射が行われた際に前記燃焼不連続条件が成立しておらず、この単一噴射により生成された混合気を単一の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を作成する場合にあっては、この単一の混合気塊が形成する燃焼場のみを対象として以下に説明する理想熱発生率波形の作成手法が適用される。

一方、前記単一噴射が行われた際に前記燃焼不連続条件が成立しており、この単一噴射により生成された混合気の燃焼を多段化させて扱う場合にあっては、この多段化された各混合気塊それぞれに対して以下の理想熱発生率波形の作成手法が適用されることになる。つまり、複数の理想熱発生率波形が作成されることになる。そして、これら作成された複数の理想熱発生率波形が合成されて前記合成理想熱発生率波形が作成されることになる。

まず、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（対象領域内の圧縮ガス温度）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（または対象燃焼；以下、これら対象領域および対象燃焼を総称して対象領域と呼ぶ場合もある）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。

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。

そして、前記キャビティ内外噴霧分割条件が成立している場合には、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混合気それぞれを対象として前記理想熱発生率波形モデルの作成が行われる。また、前記混合気密度乖離条件が成立している場合には、燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気それぞれを対象として前記理想熱発生率波形モデルの作成が行われる。また、燃焼場温度変化条件が成立している場合には、燃料噴射の継続中に燃焼場の温度が所定温度に達するまでの反応（予混合燃焼による高温酸化反応；前記対象燃焼）および燃焼場の温度が所定温度に達した後の反応（拡散燃焼による高温酸化反応；前記対象燃焼）それぞれを対象として前記理想熱発生率波形モデルの作成が行われる。

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）理想熱発生率波形の作成対象の分割
次に、前記理想熱発生率波形の作成の第１手順である理想熱発生率波形の作成対象の分割について具体的に説明する。

この理想熱発生率波形の作成対象の分割は、前述した各燃焼不連続条件（キャビティ内外噴霧分割条件、混合気密度乖離条件、燃焼場温度変化条件）のうち何れの条件が成立しているかによって異なるものとなる。つまり、前記キャビティ内外噴霧分割条件が成立している場合には、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混合気を個別の混合気塊として分割することになる。また、前記混合気密度乖離条件が成立している場合には、燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気を個別の混合気塊として分割することになる。さらに、燃焼場温度変化条件が成立している場合には、燃料噴射の継続中に燃焼場の温度が所定温度に達するまでの反応（予混合燃焼による高温酸化反応）を行う混合気塊と燃焼場の温度が所定温度に達した後の反応（拡散燃焼による高温酸化反応）を行う混合気塊とに分割することになる。

また、対象領域における酸素量は、前記パイロット噴射等が行われた際に燃焼に寄与した酸素量を、対象領域に存在していた酸素量から減算することによって求めることができる。これら燃焼に寄与した酸素量や対象領域に存在していた酸素量は、予め実験またはシミュレーションによって求められている。また、対象領域に存在していた酸素量は、吸気温度や筒内圧力等をパラメータとして算出することも可能である。

（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、これら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、この気化反応における有効噴射量（気化反応に寄与する燃料量）としては、燃料噴射量から壁面付着量（シリンダボア１２の壁面（キャビティ外領域に噴射された場合）やキャビティ１３ｂの内壁面（キャビティ内領域に噴射された場合）に付着した燃料量）および未燃浮遊燃料量（噴霧塊の外周囲に存在して反応に寄与しない燃料）を減算した量である。以下、これら燃料量を未燃燃料量という。これら未燃燃料量は、噴射量（燃料の貫徹力に相関がある）と噴射時期（気筒内圧力に相関がある）に応じて実験的に求めることが可能である。

具体的に、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未燃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未燃燃料量の比率は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未燃燃料量の比率は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（７）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 …（７）
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（８）により、前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用して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 …（８）
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（９）および式（１０）から求められる。

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（９）
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） …（１０）
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（１０）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（１０）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、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、インジェクタ２３から噴射された燃料の略全量がキャビティ外領域に供給され且つ燃焼不連続条件が成立していない場合の各反応形態における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Ｉは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIは低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、III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、IV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、Ｖ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、この図２６に示した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（キャビティ外噴射理想熱発生率波形）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２８は、インジェクタ２３から噴射された燃料の略全量がキャビティ内領域に供給され且つ燃焼不連続条件が成立していない場合の各反応形態における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２８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Ｉ’は気化反応の理想熱発生率波形モデル、II’は低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、III’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、IV’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、Ｖ’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、この図２８に示した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（キャビティ内噴射理想熱発生率波形）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、単一噴射が行われた際に前記燃焼不連続条件が成立していない場合には、この単一噴射により生成された混合気を単一の混合気塊として扱って理想熱発生率波形が作成されることになる。

一方、単一噴射が行われた際に前記燃焼不連続条件が成立している場合には、この単一噴射された燃料の燃焼を多段化させ、この単一噴射により生成された混合気を複数の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を規定する。つまり、各混合気塊それぞれに対して前述した理想熱発生率波形の作成手法を適用して複数の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）を作成することになる。

例えば、前記キャビティ内外噴霧分割条件が成立している場合には、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混合気を個別の混合気塊として分割し、それぞれの理想熱発生率波形を作成し、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。また、前記混合気密度乖離条件が成立している場合には、燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気を個別の混合気塊として分割、それぞれの理想熱発生率波形を作成し、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、燃焼場温度変化条件が成立している場合には、燃料噴射の継続中に燃焼場の温度が所定温度に達するまでの反応（予混合燃焼による高温酸化反応）を行う混合気塊と燃焼場の温度が所定温度に達した後の反応（拡散燃焼による高温酸化反応）を行う混合気塊とに分割し、それぞれの理想熱発生率波形を作成し、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。以下、これら条件が成立している場合の熱発生率波形について説明する。

＜キャビティ内外噴霧分割条件が成立している場合＞
図３０は、キャビティ内外噴霧分割条件が成立している場合における燃料噴射率波形と、それに応じた各熱発生率波形、および、比較例における理想熱発生率波形それぞれを示す図である。

この図３０に示すものでは、インジェクタ２３からの燃料噴射開始時にはキャビティ内領域に燃料が噴射され、その後、ピストン１３の移動に伴ってキャビティ外領域に燃料が噴射された場合を示している（燃料噴射率波形を参照）。

図中の破線ｃｉＨはキャビティ内領域での主たる燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、一点鎖線ｃｉＬはキャビティ内領域での壁面近傍の浮遊燃料の燃焼（後燃え）を対象として作成された熱発生率波形であり、実線ｃｉＴはこれら２つの熱発生率波形を合成したキャビティ内領域全体を対象とした熱発生率波形である。また、図中の破線ｃｏＨはキャビティ外領域での主たる燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、一点鎖線ｃｏＬはキャビティ外領域での壁面近傍の浮遊燃料の燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、一点鎖線ｃｏＴはこれら２つの熱発生率波形を合成したキャビティ外領域全体を対象とした熱発生率波形である。

これら熱発生率波形を作成する際の理想熱発生率波形モデルの作成に当たっては、キャビティ内領域での各反応に適用する前記基準反応速度効率および前記基準反応量効率と、キャビティ外領域での各反応に適用する前記基準反応速度効率および前記基準反応量効率とは前述した値（各反応それぞれに対応した同一の値）が適用される。

そして、これらキャビティ内領域全体を対象とした熱発生率波形ｃｉＴと、キャビティ外領域全体を対象とした熱発生率波形ｃｏＴを合成することにより得られた図中の実線ｃｙＴが筒内全体を対象とした理想熱発生率波形（気筒内理想熱発生率波形）となっている。

なお、図中の二点鎖線ａは、比較例として、従来の作成手法によって得られた理想熱発生率波形、つまり、単一噴射が行われた場合に、単一の混合気塊が各種反応を連続して行うとして扱って作成された理想熱発生率波形である。

このように、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混合気を個別の混合気塊として分割することによって得られた理想熱発生率波形ｃｙＴは、従来の手法によって得られた理想熱発生率波形ａに対して大きく相違している。

この従来の手法によって得られた理想熱発生率波形では、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た場合に、そのことを考慮していなかった。つまり、キャビティ内領域での燃焼とキャビティ外領域での燃焼とが互いに独立していることを考慮していなかった。このため、実理想熱発生率波形が図中の実線ｃｙＴのような形状となった場合には、燃焼が異常であると診断したり、インジェクタ等のアクチュエータが故障していると診断したりするといった誤診断（実熱発生率波形が不連続な波形となっていることに起因する誤診断）を行ってしまう可能性があった。

これに対し、本実施形態では、前記キャビティ内外噴霧分割条件が成立している場合には、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混合気を個別の混合気塊として扱って理想熱発生率波形ｃｉＴ，ｃｏＴを規定し、これらを合成することによって気筒内理想熱発生率波形ｃｙＴを作成するようにしている。このため、インジェクタ２３から噴射された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ことによる影響を考慮した気筒内理想熱発生率波形ｃｙＴが作成されることになり、信頼性の高い気筒内理想熱発生率波形が得られる。

＜混合気密度乖離条件が成立している場合＞
図３１は、混合気密度乖離条件が成立している場合における各熱発生率波形を示している。

図中の破線ｆｄＨは噴霧の燃料密度が比較的高くなっている領域での燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、一点鎖線ｆｄＬは噴霧の燃料密度が比較的低くなっている領域での燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、実線ｆｄＴはこれら２つの熱発生率波形を合成した気筒内全体を対象とした熱発生率波形（気筒内理想熱発生率波形）である。

このように、前記混合気密度乖離条件が成立している場合には、燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気を個別の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を規定し、これらを合成することによって気筒内理想熱発生率波形を作成するようにしている。この場合、燃料密度が比較的高くなっている領域および燃料密度が比較的低くなっている領域それぞれに存在する混合気の着火時期は一致するものの、その燃焼速度および発熱量には差が生じており、実線ｆｄＴはこれらを考慮した熱発生率波形となっている。このため、気筒内の燃料密度の分布の影響を考慮した気筒内理想熱発生率波形が作成されることになり、信頼性の高い気筒内理想熱発生率波形が得られる。

また、図３２は、混合気密度乖離条件が成立している場合であって、気筒内の酸素密度が低くなっている場合における各熱発生率波形を示している。

このように気筒内の酸素密度が低くなっている場合には、燃料密度が比較的高くなっている領域での燃焼速度および熱発生量が共に低くなり、逆に、燃料密度が比較的低くなっている領域での燃焼速度および熱発生量が共に高くなる。これは気筒内の酸素密度が低くなっていることに起因して、高速反応に寄与できる燃料量が減少し、逆に、低速反応に寄与できる燃料量が増加するためである。

この図３２における細い破線ｆｄＨ１は気筒内の酸素密度が十分に高い場合における噴霧の燃料密度が比較的高くなっている領域での燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、細い一点鎖線ｆｄＬ１は気筒内の酸素密度が十分に高い場合における噴霧の燃料密度が比較的低くなっている領域での燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、細い実線ｆｄＴ１はこれら２つの熱発生率波形を合成した気筒内全体を対象とした熱発生率波形である。

一方、図３２における太い破線ｆｄＨ２は気筒内の酸素密度が低い場合における噴霧の燃料密度が比較的高くなっている領域での燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、太い一点鎖線ｆｄＬ２は気筒内の酸素密度が低い場合における噴霧の燃料密度が比較的低くなっている領域での燃焼を対象として作成された熱発生率波形であり、太い実線ｆｄＴ２はこれら２つの熱発生率波形を合成した気筒内全体を対象とした熱発生率波形である。

これら熱発生率波形からも解るように、気筒内の酸素密度が低い場合にあっては、噴霧の燃料密度が比較的高くなっていることで燃焼速度が高くなる燃料の量（高速反応の燃料量）が少なくなる一方、噴霧の燃料密度が比較的低くなっていることで燃焼速度が低くなる燃料の量（低速反応の燃料量）が多くなる。このため、同一燃料噴射形態であっても、気筒内の酸素密度が十分に高い場合に比べて、気筒内の酸素密度が低い場合にあっては、熱発生率波形のピーク値が低くなり、また、このピーク値が現れるクランク角度位置も遅角側に移行することになる。つまり、噴射された燃料全体の燃焼が緩慢になる。

このように気筒内の酸素密度が低くなっている場合には、噴霧の燃料密度が比較的高くなっていることで燃焼速度が高くなる燃料の量（高速反応の燃料量）が少なくなる一方、噴霧の燃料密度が比較的低くなっていることで燃焼速度が低くなる燃料の量（低速反応の燃料量）が多くなる。これに対し、燃料噴射圧が低くなっている場合には、噴霧の燃料密度が比較的高くなっていることで燃焼速度が高くなる燃料の量（高速反応の燃料量）が多くなる一方、噴霧の燃料密度が比較的低くなっていることで燃焼速度が低くなる燃料の量（低速反応の燃料量）が少なくなる。このため、同一燃料噴射形態であっても、燃料噴射圧が十分に高い場合に比べて、燃料噴射圧が低い場合にあっては、熱発生率波形のピーク値が高くなり、また、このピーク値が現れるクランク角度位置も進角側に移行することになる。

＜燃焼場温度変化条件が成立している場合＞
図３３は、燃焼場温度変化条件が成立している場合における燃料噴射率波形と、それに応じた各熱発生率波形および筒内温度の変化を示している。

筒内温度の変化波形に示すように、燃料噴射の継続中に予混合燃焼による高温酸化反応に起因する温度上昇によって燃焼場の温度が拡散燃焼による高温酸化反応の反応開始温度（図中における１０００Ｋ）に達している。

図中の一点鎖線Ｐｌは予混合燃焼による高温酸化反応を対象として作成された熱発生率波形であり、二点鎖線Ｄｉは拡散燃焼による高温酸化反応を対象として作成された熱発生率波形であり、実線ｃｙＴはこれら２つの熱発生率波形を合成した気筒内全体を対象とした熱発生率波形（気筒内理想熱発生率波形）である。

これら熱発生率波形を作成する際において、予混合燃焼による高温酸化反応を対象とした熱発生率波形モデルの作成に当たっては、前記予混合燃焼による高温酸化反応に対応した前記基準反応速度効率および前記基準反応量効率が適用される。また、拡散燃焼による高温酸化反応を対象とした熱発生率波形モデルの作成に当たっては、前記拡散燃焼による高温酸化反応に対応した前記基準反応速度効率および前記基準反応量効率が適用される。

このように、前記燃焼場温度変化条件が成立している場合には、燃焼場における主たる燃焼形態が予混合燃焼による高温酸化反応から拡散燃焼による高温酸化反応に移行することを考慮し、これら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それぞれに寄与する混合気を個別の混合気塊として扱って理想熱発生率波形を規定し、これらを合成することによって気筒内理想熱発生率波形を作成するようにしている。このため、燃焼場温度の変化の影響を考慮した気筒内理想熱発生率波形が作成されることになり、信頼性の高い気筒内理想熱発生率波形が得られる。

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。このため、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噴射理想熱発生率波形とし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（本発明でいう異常判定乖離量）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、単一噴射が行われ、その噴射燃料の全量がキャビティ内領域に噴射された際に前記燃焼不連続条件が成立していない場合の前記図２９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３４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２９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３４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。

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。

一方、単一噴射が行われ、その噴射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ことで前記燃焼不連続条件が成立している場合の前記図３０に示した理想熱発生率波形ｃｙＴ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３０で示した波形ｃｙＴ）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。

なお、他の燃焼不連続条件が成立した場合に作成された理想熱発生率波形（混合気密度乖離条件が成立した場合の理想熱発生率波形（図３１における理想熱発生率波形ｆｄＴ）および燃焼場温度変化条件が成立した場合の理想熱発生率波形（図３３における理想熱発生率波形ｃｙＴ））に対しても同様に実熱発生率波形との対比が行われて以上の有無が診断されることになる。

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３４や図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３４や図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。

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、インジェクタ２３からの単一噴射に対し、その燃料の燃焼が不連続燃焼となる所定の燃焼不連続条件が成立しているか否かを判定し、燃焼不連続条件が成立している場合には、単一噴射された燃料の燃焼を多段化させて理想熱発生率波形を作成するようにしている。このため、インジェクタからの単一噴射に対し、常に、単一の混合気塊が、燃焼場の温度上昇に伴って低温酸化反応や高温酸化反応等の各種反応を連続して行っていくことを前提として理想熱発生率波形を作成していた従来の熱発生率波形の作成手法に比べて、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。

その結果、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の診断を行う場合、従来では、正常な燃焼状態（噴霧の連続性や温度場の連続性が維持されていない状態であって異常な燃焼状態ではない場合）であっても異常であると診断していた（実熱発生率波形が不連続な波形となっていることから異常であると診断していた）が、本実施形態によれば、このような状況において正常であると診断することができ、誤診断の防止を図ることができる。

また、本実施形態では、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、燃焼不連続条件が成立している場合に複数の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、前記作成された複数の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。

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
Ｆ３ 燃料量が多い領域
Ｆ４ 燃料量が少ない領域
Ｉ，I' 気化反応の理想熱発生率波形モデル
II，II' 低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
III，III' 熱分解反応の理想熱発生率波形モデル
IV，IV' 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
Ｖ，Ｖ' 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 (17)

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での前記燃焼の熱発生率波形を作成する装置であって、
   前記燃料噴射弁から気筒内に単一の燃料噴射が行われた際に、その燃料の燃焼が不連続燃焼となる所定の燃焼不連続条件が成立している場合には、前記単一の燃料噴射で噴射された燃料の燃焼を多段化させ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。
2. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃焼不連続条件の成立の有無は、単一の燃料噴射が行われた際に、ピストンに設けられたキャビティの内部領域とキャビティの外部領域とに存在する燃料量に基づいて判定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。
3. 請求項２記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記単一の燃料噴射が行われた際に、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燃料が噴き分けられる燃料噴射期間が存在している場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定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。
4. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃焼不連続条件の成立の有無は、単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内における混合気塊の燃料密度に基づいて判定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。
5. 請求項４記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内の混合気塊における燃料密度が高い領域と燃料密度が低い領域との密度差が所定値以上である場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定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。
6. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃焼不連続条件の成立の有無は、前記燃料噴射弁からの単一の燃料噴射の継続途中で燃焼場の温度上昇に伴う燃焼場における主たる燃焼形態の変化に基づいて判定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。
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の単一の燃料噴射の継続途中で燃焼場の温度上昇に伴って燃焼場における主たる燃焼形態が予混合燃焼による高温酸化反応から拡散燃焼による高温酸化反応に移行した場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定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。
8. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃焼不連続条件の成立の有無は、単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内における浮遊燃料の反応状態に基づいて判定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。
9. 請求項８記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記単一の燃料噴射が行われた際に、気筒内における主たる燃焼場での燃料の燃焼によって気筒内の温度が上昇し、前記浮遊燃料の反応状態が変化した場合に前記燃焼不連続条件が成立していると判定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。
10. 請求項１〜９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、反応期間を燃焼場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。
11. 請求項１０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。
12. 請求項１〜１１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、
    前記単一の燃料噴射で噴射された燃料の燃焼を多段化させて作成された各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。
13. 請求項９または１０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。
14. 請求項１〜１３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。
15. 請求項１１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前記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。
16. 請求項１５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に対する実熱発生率波形の乖離が所定の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、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の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断することを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
17. 請求項１４、１５または１６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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