JP2015031192A - 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】気筒内に噴射された燃料の反応による熱発生率波形を高い精度で作成する。
【解決手段】燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の反応のうち、低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応の少なくとも一つについて、該反応の基準反応開始温度以上の温度場で燃料が噴射された場合は、所定の遅れ期間の経過後に反応開始時期を設定して、該反応の理想熱発生率波形を作成する。このような処理により各反応の開始時期を正確に規定することが可能となり、理想熱発生率波形を高い精度で作成することができる。また、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ようにした場合には、診断の精度を高めることができる。
【選択図】図８

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熱発生率波形作成装置、および、内燃機関の燃焼状態を診断する燃焼状態診断装置に関する。

従来より、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」という場合もある）において、その燃焼状態を評価する手法が種々知られている。例えば、特許文献１には、気筒内の燃焼室における熱発生率（クランクシャフトの単位回転角度当たりの熱発生量）の変化、即ち熱発生率波形に着目して、この波形が理想的な波形となっているか否かを判断することによって、燃焼状態を評価する手法が開示されている。

すなわち、ディーゼルエンジンの気筒内に噴射された燃料は気化して混合気を形成し、ピストンの上昇による筒内温度の上昇に伴い低温酸化反応や熱分解反応が開始された後に、高温酸化反応（予混合燃焼）が開始される。特許文献１に開示される手法では、前記の気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、および高温酸化反応のそれぞれについて熱発生率波形を求め、これらを重ね合わせて燃焼の全体的な熱発生率波形を作成するようにしている。

なお、従来一般に前記の気化反応や低温酸化反応、熱分解反応等を区別せず、いわゆる燃焼（高温酸化反応）が開始されるまでの「着火遅れ」として捉えることもある。一例として特許文献２には、そのような着火遅れの期間を、燃料が液滴に分裂し、蒸発（気化）しながら空気と混合される物理的着火遅れ期間と、その後、低温酸化反応や熱分解反応等を経て高温酸化反応が開始するまでの化学的着火遅れ期間とに分ける、という手法が開示されている。

特開２０１１−１０６３３４号公報 国際公開第２０１２／１０５０３８号

ところで、上述した燃料の各反応はそれぞれ、燃料噴霧内の反応場の温度（便宜上、筒内ガス温度で表される）が基準反応開始温度に到達した時点で開始されると考えられている。例えば、ディーゼルエンジンにおいて一般的な軽油の場合は、約７５０Ｋで低温酸化反応が開始され、約８００Ｋで熱分解反応が開始されて、約９００Ｋで予混合燃焼による高温酸化反応が開始される、と見なすことができる。

しかしながら気筒内への燃料の噴射タイミングによっては、前記各反応のそれぞれの基準反応開始温度以上の温度場に燃料が噴射される場合があり、この場合の反応開始時期をどのように設定するかが、熱発生率波形を精度良く作成するために重要になる。

本発明の発明者は、基準反応開始温度以上の温度場においても、燃料中の炭化水素や酸素の分子が所要の活性化エネルギを取得するまでの時間が必要である、という知見に基づいて本発明に至った。

かかる新規な知見に基づいてなされた本発明の目的は、燃料の反応に係る熱発生率波形を高い精度で作成することが可能な内燃機関の熱発生率波形作成装置を提供し、内燃機関の燃焼状態を診断する燃焼状態診断装置を提供することである。

前記の目的を達成するために本発明では、気筒内に噴射された燃料の低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応の少なくとも一つについて、当該反応の基準反応開始温度以上の温度場で燃料が噴射された場合は、反応が開始するまでに所定の遅れ期間が存在するものとしている。

すなわち、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燃料の反応の熱発生率波形を作成する装置を対象としている。そして、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の反応のうち、低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応の少なくとも一つについて、当該反応の基準反応開始温度以上の温度場で燃料が噴射された場合は、所定の遅れ期間の経過後に反応開始時期を設定して当該反応の理想熱発生率波形を作成することを技術的特徴としている。

なお、本発明でいう「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のことである。また、「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。

前記の特定事項により、内燃機関の気筒内に噴射された燃料の各反応の熱発生率波形を作成するに際して、低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応の少なくとも一つについては、当該反応の基準反応開始温度以上の温度場で燃料が噴射された場合、所定の遅れ期間の経過後に反応が開始されるものとしており、この遅れ期間を、実験やシミュレーションなどによって適合すれば、反応開始時期を正確に設定することができ、熱発生率波形を精度良く作成することが可能になる。

具体的には、前記低温酸化反応および熱分解反応の少なくとも一方（或いは両方）について、燃料噴射の際の温度場が高温側にあるほど、前記の遅れ期間が短くなるように設定するのが好ましい。混合気中の燃料（炭化水素分子）が熱エネルギを取得して、そのエネルギ準位が所定の活性化エネルギ準位に到達するまでの時間は、高温側ほど短くなるからである。

一方、前記予混合燃焼（高温酸化反応）については、燃料である炭化水素分子の熱分解反応が或る程度は進行していないと、酸素分子との結合が起こり難いことを考慮すれば、熱分解反応の進行度合いに応じて反応の遅れ期間を設定するのが好ましい。例えば、熱分解反応が５０％、完了したときに予混合燃焼が開始されるとしてもよいが、反応場の温度が高いほど熱分解反応の進行が早くなることを考慮すれば、低温酸化反応などと同様に、燃料噴射の際の温度場が高温側にあるほど、予混合燃焼による高温酸化反応の遅れ期間を短く設定してもよい。また、両方の手法を併用することも可能である。

さらに、前記燃料の反応のうちでも拡散燃焼による高温酸化反応については、当該反応の基準反応開始温度が極めて高い（例えば１０００Ｋ以上）ことを考慮すれば、このような高温場で燃料が噴射された場合は、殆ど遅れなく反応が開始するとみなして当該反応の理想熱発生率波形を作成するようにしてもよい。具体的には極めて短時間の遅れ時間（予め適合した一定時間）を設定してもよいし、遅れ時間を零としてもよい。

本発明の熱発生率波形作成装置において前記燃料の反応としては、前記の低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応に加えて、気化反応および拡散燃焼による高温酸化反応なども挙げられる。好ましいのは、これらの反応のそれぞれの理想熱発生率波形を求めておくことであり、こうすれば、個々の反応形態を個別に規定することができる。

そして、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、いず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。

また、前記各反応の理想熱発生率波形の作成手順としては、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ようにしてもよい。

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が図られる。

上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。例えば、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ればよい。

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ればよい。

ここでいう「反応の異常」とは、内燃機関の運転に支障をきたす程度の反応異常（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）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。例えば、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すればよい。

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。こうすれば、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、筒内ガス温度、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、これら筒内ガス温度、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。

ここで、前記内燃機関の熱発生率波形作成装置の使用形態としては、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。また、前記内燃機関の燃焼状態診断装置の使用形態としても、車両への実装または実験装置への搭載が挙げられる。

本発明によれば、内燃機関の気筒内に噴射された燃料の各反応のうち、低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応の少なくとも一つについて、その基準反応開始温度以上の温度場で燃料が噴射された場合は、所定の遅れ期間の経過後に反応が開始されるものとしたので、反応開始時期を正確に設定し、熱発生率波形を精度良く作成することができる。そして、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ようにした場合には、診断の精度を高めることができる。

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。 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。 低温酸化反応の反応開始時期を補正するための遅れ期間を設定したマップの一例を示す図である。 予混合燃焼の反応開始時期を補正するために、基準となる熱分解達成率を設定したマップの一例を示す図である。 理想熱発生率波形モデルを示し、図１０（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１０（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１１（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１１（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。 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１２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。 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。

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、車両に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒（例えば直列４気筒）ディーゼルエンジン（圧縮自着火式内燃機関）に、本発明の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１」という）およびその制御系統の概略構成図である。

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等を備えている。

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。このグロープラグ１９の通電はＥＣＵ１００によって制御される。

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。

−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図示しないＣＰＵ（Ｃｅｎｔｒａｌ Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ Ｕｎｉｔ）、ＲＯＭ（Ｒｅａｄ Ｏｎｌｙ Ｍｅｍｏｒｙ）、ＲＡＭ（Ｒａｎｄｏｍ Ａｃｃｅｓｓ Ｍｅｍｏｒｙ）等からなるマイクロコンピュータと、入力回路および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、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、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９が接続されている。さらに、入力回路には、エンジン１の冷却水温に応じた検出信号を出力する水温センサ４６、アクセルペダルの踏み込み量に応じた検出信号を出力するアクセル開度センサ４７、エンジン１の出力軸（クランクシャフト）が一定角度回転する毎に検出信号（パルス）を出力するクランクポジションセンサ４０、および、気筒内（燃焼室３）内の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などが接続されている。

そして、ＥＣＵ１００は、前記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）やメイン噴射（主噴射）を実行し、必要に応じてアフタ噴射やポスト噴射も実行する。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。

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、すなわち目標レール圧は、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。

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。また、ＥＣＵ１００は、グロープラグ１９の通電制御を行う。

−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管６４、吸気マニホールド６３および吸気ポート１５ａを介して空気（新気）が吸入される一方、燃焼後のガスは排気ポート７１を経て排気マニホールド７２に排出される様子を模式的に示している。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からの新気の他に、ＥＧＲ通路８から吸入されるＥＧＲガスも含まれる。

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、吸気行程における吸気バルブ１６の開弁に伴い、ピストン１３（図４では図示省略）の下降によ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、吸気バルブ１６の閉弁により気筒内（燃焼室３内）に密閉され（筒内ガスの閉じ込め状態）、圧縮行程におけるピストン１３の上昇によって圧縮される。

こうして圧縮される筒内ガスに向かって、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から燃料が噴射される。すなわち、例えばピストン１３が圧縮上死点近傍に達してメイン噴射が実行されると、噴射された燃料が自着火によって燃焼し、膨張行程時においてピストン１３を下死点に向かって押し下げることにより、エンジン１のトルク発生に寄与するようになる。また、必要に応じて気筒内を予熱するために、メイン噴射の前（進角側）にパイロット噴射が実行されることもある。

以下に図５を参照して、燃料噴射形態の具体例として圧縮行程の後半に燃料が噴射される場合について、燃料噴射時期と発生熱量との関係を説明する。図５の上段に示す波形は、横軸をクランク角度、縦軸を熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）とし、噴射された燃料の燃焼に係る理想的な熱発生率波形の一例である（この理想的な熱発生率波形を作成する手法や、この理想的な熱発生率波形を利用した燃料反応形態の診断（燃焼状態診断）については後述する）。

また、図５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）の波形である。この図では、例えばＢＴＤＣ３０〜４０°ＣＡくらいのタイミングで１回の燃料噴射が行われた場合を示しており、このような噴射のタイミングであれば筒内ガス温度は概ね７５０Ｋ未満であると考えられる。このため、噴射された燃料は気化して混合気を形成し、ピストン１３の上昇によって筒内ガス温度が上昇するに従い、順に低温酸化反応や熱分解反応が開始されることになる。

すなわち、図５の上段に実線で示すように、気化反応によって熱発生率は負の値を示した後、低温酸化反応によって正の値に転換する。その後の熱分解反応による熱発生率は負の値を示すが、低温酸化反応および高温酸化反応による正値の熱発生率が重ね合わされる結果、同図に点線で示すように見かけ上、熱分解反応は消失して熱発生率は正の値に維持されることになる。そして、高温酸化反応が開始すると、その反応熱量が大きいため、熱発生率は急峻に立ち上がる。

−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−
前記のように、エンジン１の気筒内（燃焼室３内）に噴射された燃料の反応（燃焼）は、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応（予混合燃焼および拡散燃焼）に分離することができる。各反応形態の詳細については後述するが、本実施形態では、前記の各反応に分離して理想熱発生率波形を作成し、この作成された理想熱発生率波形を利用して、燃焼状態の診断（気筒内での燃料の各反応形態の診断）を行う。そして、その診断結果に応じて制御パラメータの補正を実行する。以下、具体的に説明する。

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６に示すように、まず、（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。なお、（１）〜（４）の動作（処理）または（２）〜（４）の動作（処理）は１サイクルごとに実行してもよいし、所定の複数サイクル毎に実行するようにしてもよい。

また、前記（１）理想熱発生率波形の作成にあっては、（１−Ａ）燃料の反応形態の分離、（１−Ｂ）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−Ｃ）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。

前記インジェクタ２３から気筒内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、筒内ガス温度、気筒内の酸素量（気筒内の酸素密度に相関がある値）、気筒内の燃料量（気筒内の燃料密度に相関がある値）、気筒内での燃料の分布が挙げられる。これらのうち、制御自由度の低い順としては、筒内ガス温度、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量、気筒内での燃料の分布の順である。

つまり、筒内ガス温度は、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、筒内ガス温度は、先行して燃料噴射が行われた場合（例えば予熱のためのパイロット噴射等が行われた場合）に、その燃料の燃焼による予熱量によっても変動する。一方、気筒内の酸素量は、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、筒内ガス温度に比べて制御自由度は高い。また、気筒内の酸素量は、ターボチャージャ５による過給率によっても変化し、先行して燃料噴射（予熱のための燃料噴射等）が行われた場合には、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、気筒内の燃料量は、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、気筒内の酸素量に比べて制御自由度は高い。また、気筒内での燃料分布も、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、筒内ガス温度、気筒内の酸素量および気筒内の燃料量の量的条件を、気筒内での燃料の分布よりも優先順位の高いものとしている。つまり、後述するように、筒内ガス温度（圧縮ガス温度）を機軸として燃料の各反応の開始する時期を決定するものとしている。

一例として、本実施形態では、各反応形態それぞれの反応開始時期となるクランク角度［°ＣＡ］を、主に燃料噴射の際の反応場の温度（便宜上、筒内ガス温度を用いる）に基づいて設定し、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作成する。つまり、気筒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、反応期間を気筒内環境および燃料組成（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。

より具体的には、まず、前記反応開始時期における筒内ガス温度（以下、基準反応開始温度ともいう）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決定する。そして、詳しくは後述するが、燃料噴射の際の筒内ガス温度から遅れ期間を決定して、前記反応開始時期を確定し、また、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（１）により求められる。

反応期間＝２×（反応量／反応速度）^1/2 ・・・（１）
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）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１の手順である燃料の反応形態の分離について説明し、こうして分離した各反応の開始時期に対する温度場の影響についても併せて説明する。

まず、図５を参照して上述したように、インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合、気筒内においては、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応が筒内環境に応じて開始される。以下、各反応形態について順に説明する。

（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気筒内の熱を受けて気化するものであって、他の反応とは独立した反応である。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（１８０℃）〜６２３Ｋ（３５０℃）である。また、気化反応における反応量効率としては、例えば１．１４［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

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の壁面に付着した燃料量）を減算した量である。この壁面付着量は、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。このため、この気化反応における反応量は、演算式［気化反応における反応量＝−１．１４×有効噴射量］により求められる。

そして、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。低温酸化反応は、直鎖炭化水素の端部の水素引き抜き・酸素付加で生じる反応であり、炭素鎖分解ではないため、熱分解反応とは独立した反応である。

低温酸化反応成分は、筒内ガス温度が比較的低い場合であっても着火（反応）が可能な成分であって、ｎ−セタン等の量が多いほど（高セタン燃料であるほど）、気筒内での低温酸化反応が進み易い。具体的に、ｎ−セタン等の低温酸化反応成分は、基本的には筒内ガス温度が約７５０Ｋに達した時点で反応を開始するとみなしてよい。なお、ｎ−セタン等以外の燃料成分（高温酸化反応成分）は筒内ガス温度が約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、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。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７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７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、燃料成分である炭化水素分子の炭素鎖が切断される反応であって、その基準反応開始温度は基本的には約８００Ｋとみなしてよい。この熱分解反応における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、反応量効率としては、例えば５．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

この熱分解反応の反応速度および反応量についても、前記基準反応速度効率および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、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。

ここで、以下に述べるように予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期には、熱分解反応の進行度合い（熱分解達成率）が影響すると考えられる。これは、燃料の有効噴射量のうち熱分解（炭素鎖の鎖結合の切断）の完了したものの割合（熱分解量／有効噴射量）であって、例えば熱分解反応の反応量が全体の５０％に達したときの進行度合いが５０％になる。

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開始温度は、基本的には約９００Ｋとみなしてよい。つまり、筒内ガス温度が９００Ｋに達したことで燃焼を開始する反応が予混合燃焼である。但し、この反応は、熱分解した炭素鎖の酸化反応であるため、前述したように熱分解反応がある程度（例えば５０％）以上、進行した後に初めて、予混合燃焼が開始されると考えられる。また、予混合燃焼が開始された後も並行して熱分解反応が進行すると考えられる。

この予混合燃焼による高温酸化反応における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、反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。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反応量効率に基づいて算出される（例えば、有効噴射量（燃料噴射量（指令値）から壁面付着量を減算した量）を乗算することで算出される）。

なお、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。また、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。

（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基準反応開始温度は約１０００Ｋとみなしてよい。つまり、筒内温度が１０００Ｋ以上となっている筒内に向けて噴射された燃料が、噴射後に遅れなく燃焼を開始する反応が拡散燃焼である。この反応における基準反応効率としては、予混合燃焼の場合と同様に軽油の単位体積当たりの発熱量に基づいて、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応の反応量も、前記基準反応良好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、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。

（ｆ）反応開始時期の補正
ここで、本実施形態の特徴部分であるが、前述した低温酸化反応、熱分解反応および予混合燃焼による高温酸化反応については、その反応開始時期が燃料噴射の際の温度場によって変動することが分かった。以下、この点について説明する。

まず、前述したように各反応はそれぞれ、基本的には燃料噴霧内の反応場の温度（便宜上、筒内ガス温度で表される）が基準反応開始温度（前記の例では低温酸化反応が約７５０Ｋ、熱分解反応が約８００Ｋ、予混合燃焼による高温酸化反応が約９００Ｋ）に到達した時点で開始される、と見なすことができる。しかし、車両等に搭載されるエンジンにおいて、気筒内への燃料の噴射タイミングによっては、前記各反応のそれぞれの基準反応開始温度以上の温度場に燃料が噴射される場合がある。

本発明の発明者は、基準反応開始温度以上の温度場においても、燃料中の炭化水素や酸素の分子が所要の活性化エネルギを得るまでは低温酸化反応や熱分解反応が開始されず、また、予混合燃焼による高温酸化反応については燃料の熱分解反応が進行して、炭化水素分子の炭素鎖が或る程度、切断されるまでは反応が開始されないことに着目して、これらの各反応の開始まで所定の遅れ期間が存在すると考えた。

そこで、本実施形態では、筒内ガス温度が低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応のそれぞれについて、基準反応開始温度（一例として７５０Ｋ、８００Ｋ、９００Ｋ）以上の温度場に燃料が噴射された場合、それぞれ所定の遅れ期間の経過後に反応開始時期を設定して、当該各反応の熱発生率波形を作成するようにしたものである。

・低温酸化反応および熱分解反応の反応開始時期の補正
まず、低温酸化反応や熱分解反応の開始時期を補正する処理について説明する。これらの反応については、基準反応開始温度以上の気筒内に噴射された燃料中の炭化水素や酸素の分子が、所要の活性化エネルギを取得するまでの遅れ時間が経過した時点を、反応開始時期として設定する。以下では低温酸化反応について具体的に説明するが、熱分解反応についても同様である。

この処理例では、燃料噴射時の筒内ガス温度が７５０Ｋ（低温酸化反応の基準反応開始温度）であるときに低温酸化反応の開始のためのエネルギの取得に必要な時間（例えば０．８３msec）を基準とし、７５０Ｋ以上の温度場では、高温側ほどその時間が短くなるように遅れ期間を設定（規定）する。すなわち、燃料中の炭化水素や酸素の分子が所要の活性化エネルギΔＥを取得するのに要する時間Δｔは、以下の式（２）のようになる。

活性化エネルギΔＥ ＝ α×Δｔ×ΔＴ ・・・（２）
ここで、ΔＴは、筒内ガス温度Ｔ［Ｋ］と噴射燃料の温度との差分であり、燃料の気化反応による吸熱分を考慮しても、筒内ガス温度に比べて低温の噴射燃料の温度は概ね一定とみなしてよいから、ΔＴは筒内ガス温度Ｔとすればよい。αは、気筒内環境や燃料組成等によって決まる熱エネルギ伝導係数であって、予め実験やシミュレーションによって適合した値を用いる。

前記の式（２）から、燃料噴射の際の筒内ガス温度Ｔ［Ｋ］と遅れ時間（低温酸化反応の遅れ期間）Δｔ［sec］との間には反比例の関係があるが、図８に一例を示すように、低温酸化反応の基準反応開始温度（７５０Ｋ）以上の温度場では、温度の上昇に対してエネルギの取得に必要な時間Δｔが徐々に短くなっている。なお、図８に仮想線で表しているように、７５０Ｋ未満の温度場では、温度の低下に伴いエネルギの取得に必要な時間Δｔが急増している。

そして、前記の式（２）若しくは図８のようなマップ（予め実験やシミュレーションによって適合したもの）から求めた遅れ時間に対応するクランク角度を算出して、低温酸化反応の反応開始時期［°ＣＡ］を求める。この開始時期［°ＣＡ］が後述する理想熱発生率波形の作成処理に用いられる。なお、通常は燃料噴射時期が遅角するほど、その噴射の際の筒内ガス温度が高くなって遅れ時間Δｔ［sec］は短くなるので、算出される低温酸化反応の開始時期［°ＣＡ］の燃料噴射時期に対する遅れ角度［°ＣＡ］は小さくなる。

なお、この処理例では、例えば６５０Ｋ（［軽油の沸点６２３Ｋ（最大値）］＋マージン）以上の温度場で気筒内に燃料が噴射された場合は、燃料噴射開始と同時に気化が開始されるものとし、７５０Ｋ以上の温度場では気化に要する時間を便宜上、零とみなしている。

・具体的な手順の一例
次に、低温酸化反応の開始時期の設定処理の具体例について説明する。以下の処理は、筒内ガス温度が基準反応開始温度７５０Ｋ以上の温度場（最高値は１０００Ｋ）で燃料が噴射された場合の、低温酸化反応の反応開始時期の設定にかかる処理で、例えばＥＣＵ１００において実行される。

［ＳＴ１１］燃料噴射時期（噴射の開始時期）の筒内ガス温度を推定し、その推定筒内ガス温度が低温酸化反応の基準反応開始温度（７５０Ｋ）以上か否か判定する。そして、基準反応開始温度以上であれば、前記の推定筒内ガス温度を用い、前記図８に示したマップを参照して（若しくは前記式（２）を用いて）、低温酸化反応の遅れ時間Δｔ［sec］を算出する。

なお、筒内ガス温度については、例えば、エンジン１の吸気温センサ４９によって検出された吸入空気温度と、ピストン１３の移動に伴って変化する空気の圧縮率とに基づいて、推定（ポリトロープ変化に基づく算出式より算出）することができる。また、筒内ガス温度を推定する際に、気化反応（吸熱反応）の反応熱量に相当する分の温度を減算するようにしてもよい。

［ＳＴ１２］前記［ＳＴ１１］で算出した遅れ時間Δｔ［sec］と、燃料噴射時期（実際の燃料噴射開始時期）［°ＣＡ］とを用いて、下記の式（３）から低温酸化反応の反応開始時期［°ＣＡ］を算出する。

反応開始時期 ＝ 燃料噴射時期＋［遅れ時間Δｔ×｛60[sec]/（ＮＥ[rpm]×360[°CA]）｝］ ・・・（３）
なお、エンジン回転速度（回転数）ＮＥ［ｒｐｍ］は、クランクポジションセンサ４０の出力信号から算出する。また、以上のようにして算出した低温酸化反応の反応開始時期［°ＣＡ］について、基準エンジン回転速度（例えば、１０００ｒｐｍ）や酸素密度に基づく補正を行ってもよい。

また、熱分解反応についても前記の低温酸化反応と同様に、基準反応開始温度（熱分解反応では８００Ｋ）以上の気筒内への燃料噴射からの遅れ時間Δｔ［sec］を求めて補正すればよい。すなわち、前記式（２）における係数αの値が異なる式を用いたり、前記図８と同様のマップ（グラフの傾斜などが異なる）を用いたりして、熱分解反応の遅れ期間も高温側ほど短時間となるように設定される。

・予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期の補正
次に、予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期を補正する処理について説明する。前述したように予混合燃焼による高温酸化反応は、熱分解反応によって炭化水素分子の炭素鎖が或る程度、切断されてから開始されるので、基準反応開始温度以上の気筒内に燃料が噴射された場合の遅れ期間は、熱分解反応の進行度合いに応じて変化するものとする。

この処理例では、燃料噴射の際の筒内ガス温度が９００Ｋ（予混合燃焼による高温酸化反応の基準反応開始温度）であるときを基準として、この場合は、熱分解反応の反応量が所定の熱分解達成率（例えば５０％）に到達したときに、予混合燃焼が開始されるものとしている。そして、９００〜１０００Ｋの温度場において温度の上昇に伴い、予混合燃焼の開始する熱分解達成率を、徐々に低くなっていくように設定している。

一例として図９に示す熱分解達成率のマップにおいて、予混合燃焼の開始する熱分解達成率は、燃料噴射の際の温度場が９００Ｋであれば５０％であり、ここから１０００Ｋまでは高温側ほど熱分解達成率が低下して、１０００Ｋでは０％になっている。すなわち、９００〜１０００Ｋの間では燃料噴射の際の筒内ガス温度が高いほど、熱分解反応の進行度合いがより低い状態で、予混合燃焼が開始されることになる。

上述したように熱分解反応の遅れ期間は、燃料噴射の際の筒内ガス温度が高いほど短くなるから、前記図９のマップのように、より低い熱分解達成率で予混合燃焼が開始されることと相俟って、燃料噴射の際の筒内ガス温度が高いほど、予混合燃焼による高温酸化反応の遅れ時間は短くなってゆく。そして、拡散燃焼の基準反応開始温度である１０００Ｋでは熱分解達成率が０になって、遅れなしに予混合燃焼が開始することになる。

つまり、１０００Ｋの温度場に噴射された燃料は、遅れなく高温酸化反応（予混合燃焼および拡散燃焼）することになる。なお、図９のマップは、燃料噴射の際の筒内ガス温度の変化に対する熱分解達成率の変化を実験等によって調べて、Ｗｉｅｂｅ関数を用いて表したものである。これに限らず、一次関数で表したマップを利用することもできる。

・具体的な手順の一例
次に、前記予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期の補正について具体例を説明する。この処理は、筒内ガス温度が基準反応開始温度（９００Ｋ）以上の温度場（最高値は１０００Ｋ）で燃料が噴射された場合のものであって、例えばＥＣＵ１００において実行される。

［ＳＴ２１］燃料噴射時期（噴射の開始時期）の筒内ガス温度を推定し、この推定筒内ガス温度が予混合燃焼による高温酸化反応の基準反応開始温度（９００Ｋ）以上か否か判定する。そして、基準反応開始温度以上であれば前記の推定筒内ガス温度を用い、前記図９に示したマップを参照して、予混合燃焼の開始される熱分解達成率を算出する。なお、筒内ガス温度については前述した低温酸化反応の場合と同様に推定すればよく（［ＳＴ１１］）、さらに低温酸化反応による発熱量に相当する分の温度を加算したり、熱分解反応による吸熱量に相当する分の温度を減算したりすればよい。

［ＳＴ２２］熱分解反応の反応開始時期、反応量および反応速度などから、前記［ＳＴ２１］で算出した熱分解達成率になるクランク角度［°ＣＡ］を算出する。一例として熱分解達成率が５０％の場合、熱分解反応が全反応量の１／２まで進行するクランク角度［°ＣＡ］を算出すればよいが、若しくは熱分解反応の反応期間の半分が経過するまでのクランク角度［°ＣＡ］を算出してもよい。

つまり、予混合燃焼による高温酸化反応については、燃料の熱分解反応が所定の熱分解達成率まで進行するまでの期間が、反応の遅れ期間である。なお、こうして求める反応遅れ期間についても、前述した低温酸化反応の場合と同様に基準エンジン回転速度などによる補正を行ってもよい。

以上のように、燃料の噴射の際の温度場の影響を織り込んで、本実施形態では低温酸化反応、熱分解反応および予混合燃焼による高温酸化反応のそれぞれの反応開始時期を正確に規定することができる。例えば低温酸化反応の基準反応開始温度（７５０Ｋ）以上で、かつ熱分解反応の基準反応開始温度（８００Ｋ）未満の温度場で燃料が噴射された場合、低温酸化反応は噴射後、所定の遅れ期間の経過後に開始される一方、熱分解反応や予混合燃焼はそれぞれの基準反応開始温度（８００Ｋ，９００Ｋ）で開始されることになる。

また、燃料噴射の際の温度場が８００〜９００Ｋであれば、低温酸化および熱分解の両方の反応がそれぞれ、所定の遅れ期間の経過後に開始される一方、予混合燃焼は基準反応開始温度（９００Ｋ）で開始される。さらに、燃料噴射の際の温度場が９００〜１０００Ｋであれば低温酸化および熱分解に加えて予混合燃焼も、所定の遅れ期間の経過後に開始されることになる。

このように各反応の開始時期を正確に設定することができるので、以下に説明するように理想熱発生率波形を高い精度で作成することができる。

（１−Ｂ）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、上述の如く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、詳細に説明する。前述したように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、予混合燃焼および拡散燃焼（高温酸化反応）のそれぞれに対して、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、上述した反応開始時期を基点として、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。以下、まず、反応開始時期について具体的に説明する。

（ａ）反応開始時期
・気化反応
上述したように、燃料が噴射される温度場（筒内ガス温度）が６２３Ｋ以上である場合は、気化反応の反応開始時期は燃料噴射開始時期と同じタイミングとする（気化反応の反応開始時期＝燃料噴射開始時期）。なお、６２３Ｋよりも低い側の温度場で燃料を噴射した場合は燃料噴射開始時期に対して気化開始時期が遅角側にずれるので、６２３Ｋよりも低い側の温度場をも対象とする場合には、その遅延分を考慮して気化反応の反応開始時期を決定すればよい。

・低温酸化反応
低温酸化反応の反応開始時期については、基準反応開始温度である７５０Ｋ未満の温度場で気筒内に燃料が噴射された場合、筒内ガス温度が上昇して７５０Ｋに達した時点のクランク角度［°ＣＡ］を低温酸化反応の反応開始時期とする。一方、７５０Ｋ以上の温度場で気筒内に燃料が噴射された場合は、前記［ＳＴ１１］，［ＳＴ１２］の処理によって、反応開始時期を設定する。つまり、燃料噴射の際の筒内ガス温度に応じて変化する反応遅れ期間が経過した時点のクランク角度［°ＣＡ］を、低温酸化反応の反応開始時期とする。

・熱分解反応
熱分解反応についても、基準反応開始温度である８００Ｋ未満の温度場で気筒内に燃料が噴射された場合は、筒内ガス温度が上昇して８００Ｋに達した時点のクランク角度［°ＣＡ］を反応開始時期とする。また、８００Ｋ以上の温度場で気筒内に燃料が噴射された場合は、前述の低温酸化反応と同様に所定の反応遅れ期間が経過した時点のクランク角度［°ＣＡ］を熱分解反応の反応開始時期とする。なお、熱分解反応の反応開始時期を求める際の筒内ガス温度については、気化反応および低温酸化反応の反応熱量に相当する分の温度を加減することが好ましい。

・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については、基準反応開始温度である９００Ｋ未満の温度場で気筒内に燃料が噴射された場合、筒内ガス温度が上昇して９００Ｋに達した時点のクランク角度［°ＣＡ］を反応開始時期とする。一方、９００Ｋ以上の温度場で気筒内に燃料が噴射された場合は、前記［ＳＴ２１］，［ＳＴ２２］の処理によって、反応開始時期を設定する。

つまり、予混合燃焼については、熱分解反応の進行度合いに応じて変化する反応遅れ期間が経過した時点のクランク角度［°ＣＡ］を、低温酸化反応の反応開始時期とする。なお、予混合燃焼の反応開始時期を求める際の筒内ガス温度については、気化反応および低温酸化反応に加えて、前記の熱分解反応の反応熱量に相当する分の温度を加減することが好ましい。

・拡散燃焼による高温酸化反応
高温酸化反応（拡散燃焼）については、上述したように反応温度は約１０００Ｋであり、反応開始の遅れは実質、ないものと見なす。よって、筒内ガス温度が約１０００Ｋに到達した時点のクランク角度［°ＣＡ］を高温酸化反応の反応開始時期とする。

以下に説明する反応速度、反応量（発生熱量）、反応期間（燃焼期間）については、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、および各高温酸化反応（予混合燃焼および拡散燃焼）のそれぞれの反応形態に対して同じように適用される。以下、具体的に説明する。

（ｂ）反応速度（勾配）
まず、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。

特に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。

（ｃ）反応量（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。

ただし、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。

（ｄ）反応期間（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反応期間が求められる。

図１０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１０（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１０（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）が与えられれば反応期間が確定されることになる。

ここで、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１１（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一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１１（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期間から第１０期間の期間番号を付している。つまり、第１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期間での燃料噴射が開始され、第２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１１（ｂ）は前記各期間で噴射された燃料の反応量（この図１１（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１１（ｂ）に示すように、第１期間での燃料噴射が開始され、第２期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図１１（ｂ）における期間ｔ１）は、第１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期間での燃料噴射が開始され、第３期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図１１（ｂ）における期間ｔ２）は、第１期間で噴射された燃料の反応および第２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期間で噴射された燃料の反応が終了する。この時点（図１１（ｂ）におけるタイミングＴ１）では、第２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期間から第１０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期間で噴射された燃料の反応が終了すると（図１１（ｂ）におけるタイミングＴ２）、第３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期間から第１０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１１（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１２は、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（各反応に対応した二等辺三角形）を示している。この図１２では、本発明の理解を容易にするために、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、予混合燃焼および拡散燃焼の各高温酸化反応が、順次行われた場合の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）を示している。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である。また、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１３は、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たことで得られた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気筒内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。

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筒内ガス温度と、その後に（遅角側で）燃料が噴射されるタイミングでの筒内ガス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１３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１４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１３で示した波形）に対して各高温酸化反応（予混合燃焼および拡散燃焼）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、高温酸化反応に異常が生じている、つまり、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１４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、前述した気化反応、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１４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１４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、気筒内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、気筒内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、気筒内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、筒内ガス温度、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、これら筒内ガス温度、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によれば、エンジン１の気筒内に噴射された燃料の各反応のうち低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応について、それぞれの基準反応開始温度以上の気筒内に燃料が噴射された場合は、所定の遅れ期間の経過後に反応が開始されるものとしているので、各反応開始時期を正確に設定することができる。これによって各反応の理想熱発生率波形を高い精度で作成することができる。

そして、本実施形態では、前記各反応の理想熱発生率波形に加えて、気化反応や拡散燃焼による高温酸化反応についてもそれぞれの理想熱発生率波形を作成し、それら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。

なお、以上の例では、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、および拡散燃焼による高温酸化反応のそれぞれついて理想熱発生率波形を作成しているが、これらの反応に加えて後燃え反応などの理想熱発生率波形も作成して、燃焼状態を診断するようにしてもよい。

また、以上の例では、燃料の複数の反応のうち低温酸化反応、熱分解反応および予混合燃焼による高温酸化反応について、反応開始時期を補正して理想熱発生率波形を作成しているが、これに限らず、低温酸化反応、熱分解反応および予混合燃焼による高温酸化反応の少なくとも一つについて反応開始時期を補正すればよい。

特に予混合燃焼による高温酸化反応について、以上の例では熱分解達成率（熱分解反応の進行度合い）に応じて反応遅れ期間を設定し、これにより反応開始時期を補正しているが、低温酸化反応や熱分解反応などと同様に燃料噴射の際の筒内ガス温度に応じて、高温側ほど短くなるように遅れ期間を設定してもよい。

−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、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機）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等において、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（気筒）
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
３ 気筒内の燃焼室
４Ａ 筒内圧センサ
１００ ＥＣＵ
Ｉ 気化反応の理想熱発生率波形モデル
ＩＩ 低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
ＩＩＩ 熱分解反応の理想熱発生率波形モデル
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 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 (11)

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燃料の反応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噴射された燃料の反応のうち、低温酸化反応、熱分解反応、および予混合燃焼による高温酸化反応の少なくとも一つについて、当該反応の基準反応開始温度以上の温度場で燃料が噴射された場合は、所定の遅れ期間の経過後に反応開始時期を設定して当該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。
2. 請求項１に記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記低温酸化反応および熱分解反応の少なくとも一方について、燃料噴射の際の温度場が高温側であるほど、前記遅れ期間を短く設定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１または２のいずれかに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記予混合燃焼による高温酸化反応については、前記熱分解反応の進行度合いに応じて前記遅れ期間を設定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。
4. 請求項１〜３のいず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反応のうち、拡散燃焼による高温酸化反応については、当該反応の基準反応開始温度以上の温度場で燃料が噴射された場合でも、遅れ期間なしに反応開始するとみなして当該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。
5. 請求項１〜４のいず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、
   前記燃料の反応として気化反応、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、および拡散燃焼による高温酸化反応のそれぞれの反応の理想熱発生率波形を作成す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１〜５のいず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、前記反応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、そ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。
7. 請求項１〜６のいず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作成さ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。
8. 請求項７記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   前記実熱発生率波形は、筒内圧センサによって検出される気筒内圧力に基づいて得られたものであることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
9. 請求項７または８のいずれかに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おり、当該反応に異常が生じていると診断された際に、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。
10. 請求項１〜６のいず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、
    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熱発生率波形作成装置。
11. 請求項７〜９のいずれか一つに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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