JP2014227904A - 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、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し、インジェクタからの燃料噴射期間および燃料噴射量から各領域の予混合燃焼での反応速度勾配を求め、この反応速度勾配から反応速度を算出する。この算出した反応速度を利用し、各領域毎に、噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応その他の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。各反応の理想熱発生率波形と、検出された筒内圧力から求められた実熱発生率波形とを比較して異常が生じているか否かを診断する。【選択図】図２０

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 特開２０１１−５８３７７号公報

しかしながら、従来の理想熱発生率波形の作成手法では、筒内のガス温度を平均化し、この筒内平均ガス温度に基づいて、筒内全体を一つの燃焼領域として扱って燃焼状態（熱発生率波形）を規定していた。このため、筒内ガス温度等の筒内環境に応じた十分な精度が得られておらず、例えば、この理想熱発生率波形を利用して実際の燃焼状態の診断等を行う場合にあっては、十分な信頼性が得られないものであった。

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前記信頼性を高める上で有効であることを見出した。そして、この燃焼状態の規定の精度をよりいっそう高めるためには、前記分割された各領域それぞれにおける燃料の反応速度勾配を高い精度で把握しておく必要があることに着目した。

燃料の高温酸化反応としては拡散燃焼および予混合燃焼が知られている。これら燃焼のうち、拡散燃焼では、燃料噴射圧力が一定であれば仮に燃焼場における燃料密度等が異なっていても反応速度勾配は略一定である。これに対し、予混合燃焼では、燃焼場における燃料密度を左右する要因である噴射パターンやガス状態に応じて反応速度勾配が変化する。本発明の発明者は、このことに着目し、筒内を複数の領域に分割して各領域の燃焼状態を規定する場合、各領域の燃料密度が異なっていることを考慮することで前記予混合燃焼における反応速度勾配を高い精度で把握しておくことが重要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、筒内における燃焼領域をピストンのキャビティ内領域とキャビティ外領域とに分割し、それぞれにおける燃焼状態を個別に規定するに当たり、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おける反応速度勾配を、各領域の燃料量等に基づいて決定し、これにより、高い精度で熱発生率波形を作成できるようにしている。

−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、前記気筒内を、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分割する。そして、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のうち少なくとも一方の領域を対象領域として、その対象領域内における燃料の反応の理想熱発生率波形を、その対象領域内での反応速度勾配を利用して作成するに際し、その対象領域内での燃料の反応速度勾配を、燃料噴射弁からの燃料噴射時期および燃料噴射量に基づいて算出する構成としている。

なお、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。

前記特定事項により、燃料噴射時期および燃料噴射量に基づいて、キャビティの内部領域に存在する燃料量およびキャビティの外部領域に存在する燃料量をそれぞれ個別に求めることができ、この燃料量に応じて変化する燃料の反応速度勾配（対象領域での燃料の反応速度勾配）を正確に求めることができる。そして、この反応速度勾配に基づいて、対象領域における理想熱発生率波形を作成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、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可能になり、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。

より具体的には、燃料の噴射期間を、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る。そして、前記遷移燃料噴射期間にあっては、前記対象領域に噴射される燃料の分配率に基づいて前記対象領域内における燃料の反応速度勾配を求めて燃料の反応の理想熱発生率波形を作成する構成としている。

より具体的に、前記遷移燃料噴射期間において燃料噴射弁から燃料が噴射される場合には、燃料噴射時期がピストンの圧縮上死点に近付くほど前記燃料の反応速度勾配は大きい値として求められるものとしている。

これによれば、キャビティの内部領域を対象として理想熱発生率波形を作成する場合には、キャビティ内燃料噴射期間および遷移燃料噴射期間のそれぞれに対して燃料の分配率を求め、これにより、キャビティの内部領域に存在する燃料の量を求める。そして、この燃料量に基づいて燃料の反応速度勾配を求めてキャビティの内部領域を対象とした理想熱発生率波形を作成することが可能になる。また、燃料噴射時期がピストンの圧縮上死点に近付くほど総燃料噴射量に対するキャビティの内部領域への燃料噴射量の割合が増加するため、燃料の反応速度勾配としては大きな値として求められることになり、理想熱発生率波形を作成する上での反応速度も高くなる。同様に、キャビティの外部領域を対象として理想熱発生率波形を作成する場合には、キャビティ外燃料噴射期間および遷移燃料噴射期間のそれぞれに対して燃料の分配率を求め、これにより、キャビティの外部領域に存在する燃料の量を求める。そして、この燃料量に基づいて燃料の反応速度勾配を求めてキャビティの外部領域を対象とした理想熱発生率波形を作成することが可能になる。このため、反応速度勾配を求めるための処理の簡素化を図ることができ、演算手段等に対する負荷を軽減できる。また、理想熱発生率波形を作成するために要する時間の短縮化を図ることもできる。

また、前記燃料噴射弁から対象領域内に噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度を前記反応速度勾配から求めると共に、前記燃料の複数の反応それぞれの反応量および反応期間を対象領域内の環境に応じて求めて、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、温度や燃料密度や酸素密度等が互いに異なっている可能性のあるキャビティ内部領域およびキャビティ外部領域に対し、対象領域に噴射された燃料の反応状態（複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間）を領域内の環境等に応じて個別に求めて理想熱発生率波形を作成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、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、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、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。特に、予混合燃焼による高温酸化反応は、燃焼場における燃料密度に応じて反応速度勾配が変化するため、上述した如く燃料噴射時期および燃料噴射量に基づいて反応速度勾配を算出することは、理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることに大きく貢献するものとなる。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。

前記キャビティの内部領域を更に細分化して理想熱発生率波形を求める構成として以下のものが挙げられる。つまり、前記キャビティの内部領域を、燃料噴射弁近傍の領域であるキャビティ内第１燃料密度領域と、このキャビティ内第１燃料密度領域よりも燃料噴射弁から離れた領域であるキャビティ内第２燃料密度領域とに更に分割する。そして、これらキャビティ内第１燃料密度領域およびキャビティ内第２燃料密度領域それぞれに対して、前記各反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を算出して理想熱発生率波形を求める構成としている。

同様に、前記キャビティの外部領域を更に細分化して理想熱発生率波形を求める構成として以下のものが挙げられる。つまり、前記キャビティの外部領域を、燃料噴射弁近傍の領域であるキャビティ外第１燃料密度領域と、このキャビティ外第１燃料密度領域よりも燃料噴射弁から離れた領域であるキャビティ外第２燃料密度領域とに更に分割する。そして、これらキャビティ外第１燃料密度領域およびキャビティ外第２燃料密度領域それぞれに対して、前記各反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を算出して理想熱発生率波形を求める構成としている。

燃料噴射量が比較的多い場合、燃料噴射弁から噴射された燃料は、その貫徹力によって飛行距離が長くなり、燃料噴霧の主たる噴霧塊は燃料噴射弁から離れた領域に達する。このため、燃料噴射弁近傍の領域では燃料密度が低く、この領域よりも燃料噴射弁から離れた領域では燃料密度が高くなる。従って、各領域では燃料密度の差に起因して燃焼状態に差が生じている。本解決手段では、この燃焼状態の差に応じて、理想熱発生率波形の作成対象となる領域を更に細分化し、これにより、各領域における燃料の反応形態をよりいっそう正確に規定することを可能にしている。その結果、求めら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。特に、前記予混合燃焼による高温酸化反応にあっては、燃料密度に応じて反応速度勾配が変化することで反応速度が変動することになるため、この燃料密度に差のある領域を個別に扱って反応速度に応じた理想熱発生率波形を作成することにより、この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できる。

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。

前記理想熱発生率波形を求めるための反応速度、反応量および反応期間の算出手法として具体的には以下のものが挙げられる。まず、反応速度を、反応開始温度に対応した前記反応の反応速度勾配と燃料量とから算出する。また、反応量を、前記反応開始温度に対応した前記反応の基準反応量効率と燃料量とから算出する。更に、前記反応期間を、前記反応速度および反応量から算出するようにしている。

ここで、前記反応速度勾配は、単位燃料当たりに発生する熱量の速度勾配に相当する。例えば、この反応速度勾配に燃料量（反応に利用される有効燃料量）を乗算することによって反応速度が算出される。また、前記基準反応量効率は、単位燃料当たりに発生する熱量に相当する。例えば、この基準反応量効率に燃料量（反応に利用される有効燃料量）を乗算することによって反応量が算出される。

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な）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、燃料の反応（反応形態）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。例えば複数の反応それぞれに対して診断を行う場合、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、気筒内空間をキャビティ内部領域とキャビティ外部領域とに分割し、対象領域における反応速度勾配を、その領域の燃料量等に基づいて決定するようにしたことにより、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、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。 回転速度補正係数マップを示す図である。 キャビティ内領域における酸素密度と反応速度勾配との関係を、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料量が異なる３パターンについて示した図である。 燃料噴射が行われるクランク角度位置と気筒内全体を対象とした反応速度勾配との関係を示す図である。 理想熱発生率波形モデルを示し、図２２（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２２（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２３（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２３（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２４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。 キャビティ外領域を対象とした理想熱発生率波形とキャビティ内領域を対象とした理想熱発生率波形と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。 キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた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。 変形例に係る理想熱発生率波形の作成手法を説明するための図である。

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。

この図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等を備えている。

前記サプライポンプ２１は、燃料タンクから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、内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備えたピエゾインジェクタである。

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。また、この吸気系６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。

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。また、この排気系７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７５およびＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ Ｆｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。

図２に示すように、シリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎にシリンダボア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。

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。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。

前記シリンダヘッド１５には、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。

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。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）が設けられている。

前記吸気管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、排気の一部を吸気系６に適宜還流させる排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。また、このＥＧＲ通路８にはＥＧＲバルブ８１とＥＧＲクーラ８２とが設けられている。

−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いる。例えば、前記エアフローメータ４３は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の開度に応じた検出信号を出力する。吸気圧センサ４８は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は吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。

−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、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、水温センサ４６、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、筒内圧センサ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５４などが接続されている。

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。これらパイロット噴射およびメイン噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。

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。

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。これら噴射の機能も周知であるため、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。

−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から吸入された新気と、ＥＧＲ通路８から吸入されるＥＧＲガスとが含まれる。

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（パイロット噴射やメイン噴射を実行する）。

図５は、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。

（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。

更に、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、その期間に噴射された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、キャビティ外領域では燃料密度が低く、燃焼の運動エネルギも小さいことから、キャビティ内領域への流入は抑制される。また、キャビティ外領域での燃焼の運動エネルギが大きくなったとしても、キャビティ内領域の容積は小さいため、このキャビティ内領域で圧縮されるガスの抗力により、キャビティ内領域への流入は抑制される。

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。

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；本発明でいうキャビティ外燃料噴射期間）、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；本発明でいう遷移燃料噴射期間）、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；本発明でいうキャビティ内燃料噴射期間）、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；本発明でいう遷移燃料噴射期間）、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；本発明でいうキャビティ外燃料噴射期間）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、このキャビティ内領域総燃料分配率から前記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、比較的低密度の（燃料密度が低い）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（燃料密度が高い）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、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し、それぞれにおける燃焼状態を個別に規定するようにしている。このため、前記（１）理想熱発生率波形の作成においては、キャビティ内領域を対象とした理想熱発生率波形の作成、および、キャビティ外領域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が利用されることになる。

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）。

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（対象領域）に対して理想熱発生率波形モデルが作成され、両領域に燃料噴射が行われた場合には、これら両領域（両対象領域）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、これら修正された反応速度効率と反応量効率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」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。以下では、「反応速度効率」を「反応速度勾配」として説明する。

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。

前述したように、インジェクタ２３から筒内に噴射された燃料が存在する領域としては、キャビティ外領域およびキャビティ内領域がある。

そして、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。

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。

更に、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、前述した如く、式（５）で算出されたキャビティ内領域総燃料分配率等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。

また、これら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（燃料噴射実行時の各領域の温度）も個別に求めるようにしている。この温度を求めるための手法としては、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に記憶させている。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なっている。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、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。更に、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勾配（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、前記基準反応速度勾配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）。更に、前記低温酸化反応の反応速度を算出するに当たっては、前記基準反応速度勾配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１９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１９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勾配としては、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、前記基準反応速度勾配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）。更に、前記熱分解反応の反応速度を算出するに当たっても、前記基準反応速度勾配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勾配としては、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。

本実施形態の特徴は、この予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を算出する際に使用される反応速度勾配を求める手法にある。

詳しくは後述するが、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）に応じて反応速度勾配が変化する。つまり、予混合燃焼による高温酸化反応における反応速度勾配は常に前記基準反応速度勾配の一定値ではなく燃料量に応じた値となる。

そして、この反応速度勾配に基づいて予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。

更に、この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、前記基準反応速度勾配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。

この予混合燃焼による高温酸化反応における前記反応速度勾配の算出手法の詳細については後述する。

（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（８）および式（９）から求められる。

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（８）
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） …（９）
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（９）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（９）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、前記キャビティ内領域およびキャビティ外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（反応速度勾配）
反応速度は、前記反応速度勾配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反応速度と、熱発生率が下降する期間での反応速度とでは、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。

前述した如く、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し、それぞれについての理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。また、前記予混合燃焼による高温酸化反応では、燃焼場における燃料密度等の物理量に応じて反応速度勾配が変化する。このため、本実施形態では、反応速度についても各領域それぞれについて個別に求め、それに基づいて理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。以下、具体的に説明する。

図２０は、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向けて噴射される場合のキャビティ内領域における酸素密度（領域内の酸素量／反応開始時の領域容積）と反応速度勾配基準値（キャビティ内領域における予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度勾配の基準値）との関係を、燃料噴射量が異なる３パターンについて示した図である。これら関係は例えば実験やシミュレーションによって求められている。また、この図２０では、実線Ｑｖ１、一点鎖線Ｑｖ２、二点鎖線Ｑｖ３の順に、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料噴射量が多くなっている。なお、予混合燃焼による高温酸化反応が開始される前段階での反応（例えば低温酸化反応）によって酸素が消費されている場合には、この消費後の酸素量（残存酸素量）に従って酸素密度が規定されることになる。

この図２０に示すように、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料量が比較的少ない実線Ｑｖ１で示すものにあっては、酸素密度が図中のρ１以上である場合には反応速度勾配基準値は一定の値となっている。これに対し、酸素密度が図中のρ１未満である場合には、その酸素密度が低くなるに従って反応速度勾配基準値は小さくなっていく。これは、酸素密度が低くなることで燃焼効率が低下していくためである。

また、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料量が前記実線で示したものよりも多い一点鎖線Ｑｖ２で示すものにあっては、酸素密度が図中のρ２以上である場合には反応速度勾配基準値は一定の値となっている。これに対し、酸素密度が図中のρ２未満である場合には、その酸素密度が低くなるに従って反応速度勾配基準値は小さくなっていく。このρ２は前記ρ１よりも小さい値となっている。つまり、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料量が多くなっていることにより、酸素密度が低下することに伴って反応速度勾配基準値が低下し始める酸素密度の値は小さくなっている。即ち、酸素密度がρ２に低下するまで反応速度勾配基準値が高く維持されている。

また、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料量が前記一点鎖線で示したものよりもさらに多い二点鎖線Ｑｖ３で示すものにあっては、酸素密度が図中のρ３以上である場合には反応速度勾配基準値は一定の値となっている。これに対し、酸素密度が図中のρ３未満である場合には、その酸素密度が低くなるに従って反応速度勾配基準値は小さくなっていく。このρ３は前記ρ２よりも小さい値となっている。つまり、キャビティ内領域に向けて噴射された燃料量が多くなっていることにより、酸素密度が低下することに伴って反応速度勾配基準値が低下し始める酸素密度の値は小さくなっている。即ち、酸素密度がρ３に低下するまで反応速度勾配基準値が高く維持されている。

このように、キャビティ内領域における反応速度（予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度）を算出するために使用される反応速度勾配の基準値は、キャビティ内領域の酸素密度および燃料量によって変化する。

一方、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向けて噴射された場合におけるキャビティ外領域における反応速度勾配は、このキャビティ外領域の容積がキャビティ内領域に比べて大きく比較的低密度の混合気が生成されることから、前記キャビティ内領域における反応速度勾配基準値に比べて小さくなっている。例えば同一酸素密度で且つ同一燃料量であっても、キャビティ外領域における反応速度勾配は、キャビティ内領域における反応速度勾配基準値に対して１／３程度（図２０から求められる反応速度勾配に対して１／３程度）に設定される。この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。つまり、このキャビティ外領域における反応速度（予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度）を算出するために使用される反応速度勾配も、酸素密度および燃料量によって変化することになる。

そして、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場合には、後述する反応速度勾配比率Ａを利用して反応速度勾配が算出されることになる。具体的には前記反応速度勾配基準値に反応速度勾配比率Ａが乗算されることでキャビティ内領域における反応速度勾配が求められることになる。

前記反応速度勾配比率Ａは、燃料噴射が行われるクランク角度位置に応じて変化する。

図２１は、燃料噴射が行われるクランク角度位置と、前記キャビティ内領域の反応速度勾配基準値に反応速度勾配比率Ａを乗算することで得られる反応速度勾配との関係を示す図である。

この図２１に示すように、前記キャビティ外噴射遅角限界ＣＡ１（図１１（ａ）に示すピストン位置に相当）よりも進角側で燃料噴射が行われている場合にあっては、反応速度勾配は最小（一定値）となる。これは、キャビティ内領域への燃料噴射量が少なく、また、前述した如く、キャビティ外領域での燃焼が緩慢であるからである。具体的に、早期噴射された場合に燃料が供給されるキャビティ外領域はピストン１３の移動に伴って容積が大きく変化するが、反応の開始時期は「温度律速」であって固定化されているため、反応開始時期におけるキャビティ外領域の容積は固定化されることになり、前記反応速度勾配の最小値は一定値となる。

一方、キャビティ内噴射進角限界ＣＡ２（図９（ａ）に示すピストン位置に相当）よりも遅角側（圧縮上死点近傍）で燃料噴射が行われている場合にあっては、反応速度勾配は最大（一定値）となる。これは、キャビティ内領域への燃料噴射量が多く、前述した如く、キャビティ内領域での燃焼が急峻であるからである。具体的に、ピストン１３の圧縮上死点付近であってもピストン１３の移動に伴って行程容積は変化することになるが、前述した如くキャビティ内領域はキャビティ外領域から隔離された空間（閉塞された固定空間）として扱うことができるので、前記反応速度勾配の最大値は一定値となる。

そして、キャビティ外噴射遅角限界ＣＡ１とキャビティ内噴射進角限界ＣＡ２との間の期間で燃料噴射が行われている場合にあっては、反応速度勾配は前記燃料分配率に応じた値となる。つまり、この期間中の進角側ではキャビティ内燃料分配率が低いため反応速度勾配も低くなっているのに対し、この期間中の遅角側ではキャビティ内燃料分配率が高いため反応速度勾配も高くなっている。

この場合における前記キャビティ内領域の反応速度勾配は、以下の式（１０）で求められる反応速度勾配比率Ａを用いて式（１１）から算出することが可能である。

反応速度勾配比率Ａ＝０．７×キャビティ内領域総燃料分配率＋０．３ …（１０）
反応速度勾配＝キャビティ内領域の反応速度勾配基準値×Ａ …（１１）
ここで、キャビティ内領域の反応速度勾配基準値は、図２０から求められた値である。つまり、このキャビティ内領域の反応速度勾配基準値は酸素密度および燃料噴射量をパラメータとして規定される値であり、反応速度勾配比率Ａはキャビティ内領域総燃料分配率（総噴射量に対するキャビティ内領域への噴射量の比率）をパラメータとして規定される値であって、これらパラメータから反応速度勾配（予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度勾配）は算出されることになる。

このため、噴射された燃料の全量がキャビティ内領域に供給された場合には、キャビティ内領域総燃料分配率が「１」となって反応速度勾配比率Ａも「１」となることから、前記反応速度勾配基準値がそのまま反応速度勾配として算出されることになる。また、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応じて反応速度勾配が算出されることになる。

このように、反応速度勾配は、対象領域の燃料分配率（式（１０）ではキャビティ内領域燃料分配率）に基づいて算出することが可能であり、この対象領域の燃料分配率は、前述したように燃料噴射時期および燃料噴射量に基づいて算出することが可能である。つまり、前記反応速度勾配は、インジェクタ２３からの燃料噴射時期および燃料噴射量に基づいて算出することが可能となっている（請求項１）。また、図２１に示すように、第２期間（前記遷移燃料噴射期間）においてインジェクタ２３から燃料が噴射される場合には、燃料噴射時期がピストン１３の圧縮上死点に近付くほど前記反応速度勾配は大きい値として求められることになる（請求項３）。

なお、前記反応速度勾配の算出手法としては、実験やシミュレーションによって得られた酸素密度と反応速度勾配との関係に対して、燃料噴射時期に応じた所定の勾配補正係数を乗算することによって算出するようにしてもよい。

（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２２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２２（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２２（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２３（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２３（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２３（ｂ）は前記各期間で噴射された燃料の反応量（この図２３（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２３（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２３（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２２（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２３（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２３（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２３（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２４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２４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２５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２６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、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２７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、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２５に示すような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２７に示すような理想熱発生率波形が作成されることになる。

更に、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、これらキャビティ外領域を対象とする理想熱発生率波形とキャビティ内領域を対象とする理想熱発生率波形と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。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理想熱発生率波形が図２５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理想熱発生率波形が図２７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２８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。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、図２８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２９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２８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２９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。

（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２９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２９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、筒内をキャビティ内領域とキャビティ外領域とに分割し、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キャビティ内部領域およびキャビティ外部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際し、予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度勾配が燃焼場における燃料密度等の物理量に応じて変化することを考慮し、この反応速度勾配を、キャビティ内領域の酸素密度および燃料量に基づいて求め、この反応速度勾配を利用して反応速度を決定するようにしている。このため、予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を正確に反映した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。

（変形例１）
次に、変形例１について説明する。本変形例は、キャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれを更に細分化し、この細分化した各領域それぞれについ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のフィルタリングにより理想熱発生率波形を作成するものである。以下、具体的に説明する。

インジェクタ２３から噴射される燃料の噴射量が比較的多い場合は、その貫徹力により、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。

例えば、燃料がキャビティ外領域に噴射された場合には、その燃料は貫徹力によってシリンダボア１２の壁面付近にまで到達する。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（シリンダボア１２の壁面側）では噴霧の燃料密度が比較的高くなっている。

同様に、燃料がキャビティ内領域に噴射された場合には、その燃料は貫徹力によってキャビティ１３ｂの内壁面付近にまで到達する。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（キャビティ１３ｂの内壁面側）では噴霧の燃料密度が比較的高くなっている。

このように、噴霧の燃料密度が比較的高くなっている領域（本発明でいう「キャビティ内第２燃料密度領域」）が所謂ドーナツ形状の領域として生成され、その内側の領域（本発明でいう「キャビティ内第１燃料密度領域」）が噴霧の燃料密度が比較的低くなっている領域として生成される。これら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の燃料量の比は、例えば８：２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、燃料噴射圧力、筒内圧力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噴射量を前記比率によって分けることで、キャビティ内第２燃料密度領域の燃料量とキャビティ内第１燃料密度領域の燃料量とが算出可能となる。

そして、噴霧の燃料密度が高いキャビティ内の外周側領域では急峻な燃焼となっているのに対し、噴霧の燃料密度が低いキャビティ内の中央領域では緩慢な燃焼となっている。

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（外周側の領域；本発明でいう「キャビティ外第２燃料密度領域」）と燃料密度が比較的低くなっている領域（内周側の領域；本発明でいう「キャビティ外第１燃料密度領域」）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。

なお、このように、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が発生するのは、前記燃料の貫徹力が比較的大きく、燃料の飛行距離が比較的長くなっている場合である。この燃料の貫徹力は、インジェクタ２３の開弁期間が所定期間よりも長い場合に大きくなる。つまり、燃料噴射量が比較的多い場合である。このため、燃料噴射量が所定量以上（例えば１０ｍｍ³以上）である燃料噴射時に前記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発生することになる。

本変形例では、このように対象領域において、噴霧の燃料密度が比較的高い領域（以下、燃料高密度領域という）と比較的低い領域（以下、燃料低密度領域という）とが存在していることを考慮し、キャビティ外領域に燃料が噴射されている場合には、このキャビティ外領域における燃料高密度領域および燃料低密度領域のそれぞれを対象として、前述した場合と同様に理想熱発生率波形モデルを作成し、これら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）によって理想熱発生率波形を作成する。また、キャビティ内領域に燃料が噴射されている場合には、このキャビティ内領域における燃料高密度領域および燃料低密度領域のそれぞれを対象として、前述した場合と同様に理想熱発生率波形モデルを作成し、これら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）によって理想熱発生率波形を作成する。つまり、キャビティ外領域およびキャビティ内領域の両領域に燃料が噴射されている場合には、気筒内を４つの領域に分割し、これら領域を個別に扱って、それぞれについて理想熱発生率波形を作成する。

そして、これら領域（例えば４つの領域）それぞれを対象として個別に作成された理想熱発生率波形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を作成するようにしている。

各理想熱発生率波形モデルの作成動作、これら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動作、各理想熱発生率波形の合成動作、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動作、診断結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正については前記実施形態のものと同様であるので、ここでの説明は省略する。

本変形例によれば、キャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれを更に細分化して各領域（例えば前記４領域）それぞれにおける燃料の反応形態を規定することが可能であるため、これら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得られた筒内全体を対象とした理想熱発生率波形によりいっそう高い信頼性を得ることが可能である。その結果、燃焼状態診断の信頼性の向上を図ることができる。

（変形例２）
次に、変形例２について説明する。前記実施形態および変形例１は、燃料噴射量が所定量以上である場合における理想熱発生率波形の作成について説明した。本変形例では、燃料噴射量が所定量未満である場合、つまり小噴射量である場合の理想熱発生率波形の作成について説明する。

小噴射量である場合（例えば１０ｍｍ³未満である場合）、インジェクタ２３から噴射された燃料の貫徹力が小さいため、燃料の飛行距離も短くなる。このため、噴霧の形成される領域の体積も小さくなる。

本変形例では、前記理想熱発生率波形モデルを作成するに際し、燃料噴射量が所定量未満であった場合には、噴霧の形成領域を縮小して扱うようにしている。

小噴射量である場合には、キャビティ内領域に燃料が噴射されたとしても、その噴霧塊がキャビティ１３ｂの内壁面の影響を受けることなく（キャビティ１３ｂの内壁面に衝突することなく）拡散していくことになる。このため、キャビティ内領域に噴射されていても、比較的低密度の混合気が燃焼することになるため、その燃焼は緩慢になる。つまり、この場合、キャビティ外領域に燃料が噴射された場合と、キャビティ内領域に燃料が噴射された場合とでは噴霧密度による燃焼形態の差は殆ど生じず、各領域の温度および酸素密度によって燃焼形態に差が生じることになる。このため、前記理想熱発生率波形モデルの作成にあっては、これら温度および酸素密度に基づいて各反応形態毎に理想熱発生率波形モデルが作成されることになる。その他、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動作、各理想熱発生率波形の合成動作、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動作、診断結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正については前記実施形態のものと同様であるので、ここでの説明は省略する。

なお、本変形例の如く小噴射量である場合においても、前記変形例１の場合と同様に、インジェクタ２３近傍の燃料密度が比較的低くなっている領域と、その領域の外周側であって燃料密度が比較的高くなっている領域とに分割し、それぞれに対して個別に熱発生率波形を作成するようにしてもよい。

（変形例３）
次に、変形例３について説明する。本変形例は、理想熱発生率波形の作成動作の簡素化を図るためのものである。

具体的には、前記反応速度が異なる２種類の理想熱発生率波形を予め作成しておき、燃料噴射開始時期や燃料噴射圧力に応じて、前記２種類の理想熱発生率波形を補間計算することによって理想熱発生率波形を作成するものである。以下、具体的に説明する。

図３０における理想熱発生率波形Ｉおよび理想熱発生率波形IIは、予め作成された２種類の理想熱発生率波形である。例えば、理想熱発生率波形Ｉは、燃料噴射時期が早期（例えば圧縮上死点前４０°ＣＡで燃料噴射が開始された場合）であって、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た場合の理想熱発生率波形を示している。また、この理想熱発生率波形Ｉで示す３種類の波形は、それぞれ燃料噴射圧力が異なっており、破線で示す波形Ｉａ、実線で示す波形Ｉｂ、一点鎖線で示す波形Ｉｃの順で燃料噴射圧力が高くなっている。

また、理想熱発生率波形IIは、燃料噴射時期がピストン１３の圧縮上死点近傍（例えば圧縮上死点前１５°ＣＡで燃料噴射が開始された場合）であって、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た場合の理想熱発生率波形を示している。また、この理想熱発生率波形IIで示す３種類の波形も、それぞれ燃料噴射圧力が異なっており、破線で示す波形IIａ、実線で示す波形IIｂ、一点鎖線で示す波形IIｃの順で燃料噴射圧力が高くなっている。

これら波形は、実験やシミュレーションによって予め求められて前記ＲＯＭに記憶されている。

そして、実際に理想熱発生率波形を作成するに当たっては、燃料噴射開始時期や燃料噴射圧力を、前記理想熱発生率波形ＩおよびIIの間で補間計算することで、新たな理想熱発生率波形が作成されることになる。この際、反応速度についても補間計算されて理想熱発生率波形が作成されることになる。

図３０における理想熱発生率波形IIIは、前記理想熱発生率波形ＩおよびIIにおける燃料噴射時期および燃料噴射圧力の略中間値であった場合に作成される理想熱発生率波形を示している。この理想熱発生率波形IIIで示す３種類の波形も、それぞれ燃料噴射圧力が異なっており、破線で示す波形IIIａ、実線で示す波形IIIｂ、一点鎖線で示す波形IIIｃの順で燃料噴射圧力が高くなっている。つまり、理想熱発生率波形IIIａは前記波形Ｉａおよび波形IIａを補間計算することにより得られたものであり、理想熱発生率波形IIIｂは前記波形Ｉｂおよび波形IIｂを補間計算することにより得られたものであり、理想熱発生率波形IIIｃは前記波形Ｉｃおよび波形IIｃを補間計算することにより得られたものである。

なお、このような補間計算によって理想熱発生率波形を求めるための条件としては、反応場の容積と温度変化が各波形において共通している必要がある。

以上のような理想熱発生率波形の作成手法によれば、理想熱発生率波形の作成の大幅な簡素化を図ることができる。

−他の実施形態−
以上説明した実施形態および各変形例は、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、前記実施形態および各変形例では、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、キャビティ外領域およびキャビティ内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。また、変形例１は、キャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれにおいて燃料高密度領域および燃料低密度領域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。

また、前記実施形態および各変形例では、通電期間においてのみ全開の開弁状態となることにより燃料噴射率を変更するピエゾインジェクタ２３を適用したエンジン１について説明したが、本発明は、可変噴射率インジェクタを適用したエンジン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
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 (14)

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、
   前記気筒内を、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分割し、
   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うち少なくとも一方の領域を対象領域として、その対象領域内における燃料の反応の理想熱発生率波形を、その対象領域内での反応速度勾配を利用して作成するに際し、その対象領域内での燃料の反応速度勾配を、燃料噴射弁からの燃料噴射時期および燃料噴射量に基づいて算出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、
   燃料の噴射期間を、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、
   前記遷移燃料噴射期間にあっては、前記対象領域に噴射される燃料の分配率に基づいて前記対象領域内における燃料の反応速度勾配を求めて燃料の反応の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。
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、
   前記遷移燃料噴射期間において燃料噴射弁から燃料が噴射される場合には、燃料噴射時期がピストンの圧縮上死点に近付くほど前記燃料の反応速度勾配は大きい値として求めら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、２または３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対象領域内に噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度を前記反応速度勾配から求めると共に、前記燃料の複数の反応それぞれの反応量および反応期間を対象領域内の環境に応じて求めて、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。
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、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。
6. 請求項４または５記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記キャビティの内部領域は、燃料噴射弁近傍の領域であるキャビティ内第１燃料密度領域と、このキャビティ内第１燃料密度領域よりも燃料噴射弁から離れた領域であるキャビティ内第２燃料密度領域とに更に分割され、
   これらキャビティ内第１燃料密度領域およびキャビティ内第２燃料密度領域それぞれに対して、前記各反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を算出して理想熱発生率波形を求め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４、５または６記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記キャビティの外部領域は、燃料噴射弁近傍の領域であるキャビティ外第１燃料密度領域と、このキャビティ外第１燃料密度領域よりも燃料噴射弁から離れた領域であるキャビティ外第２燃料密度領域とに更に分割され、
   これらキャビティ外第１燃料密度領域およびキャビティ外第２燃料密度領域それぞれに対して、前記各反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を算出して理想熱発生率波形を求め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１〜７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。
9. 請求項４〜７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、
   前記反応速度は、反応開始温度に対応した前記反応の反応速度勾配と燃料量とから算出され、
   前記反応量は、前記反応開始温度に対応した前記反応の基準反応量効率と燃料量とから算出され、
   前記反応期間は、前記反応速度および反応量から算出されるよう構成され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１〜１０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４、５、６、７または９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。
13. 請求項１２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。
14. 請求項１１、１２または１３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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