JP2016169723A

JP2016169723A - 噴霧干渉判定装置、気流制御装置

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Publication number: JP2016169723A
Application number: JP2015051910A
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Inventors: 幸平元尾; Kohei Motoo
Original assignee: Denso Corp
Current assignee: Denso Corp
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Filing date: 2015-03-16
Publication date: 2016-09-23
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Abstract

【課題】圧縮自着火式の内燃機関の筒内に噴射された燃料噴霧間の燃焼時における干渉を簡易かつ精度良く判定できる噴霧干渉判定装置を提供する。
【解決手段】筒内のＯ２濃度が排気Ｏ２濃度である条件下で当量比が１となる燃料噴霧の噴孔からの到達距離を燃焼終了位置として推定する（Ｓ２１）。筒内に発生した気流の角速度を推定する（Ｓ２２）。噴射期間の最後に噴射された燃料が噴孔から燃焼終了位置に到達するまでの時間を推定する（Ｓ２３）。１噴孔当たりの噴霧角に噴孔数を乗算することで、筒内に気流が無い場合のトータル噴霧角を推定する（Ｓ２４）。そのトータル噴霧角と気流の角速度とＳ２３で得られる時間とに基づいて気流がある場合のトータル噴霧角を推定する（Ｓ２５）。そのトータル噴霧角と閾値との比較に基づき噴霧干渉を判定し（Ｓ２６）、噴霧の干渉量が目標値より大きい場合は気流を弱くし、目標値以下の場合は気流を弱くし又は維持する。
【選択図】図６

Description

本発明は、圧縮自着火式の内燃機関の筒内に噴射された燃料噴霧間の干渉を判定する噴霧干渉判定装置及び筒内の気流の強さを制御する気流制御装置に関する。

従来、ディーゼルエンジンに代表される、筒内に燃料を直接噴射してその燃料を自着火燃焼させる圧縮自着火式の内燃機関において、空気と燃料との混合状態を良好にするなどの目的で、スワール流といった気流を筒内に発生させる内燃機関が知られている。

この種の内燃機関にあっては、ＮＯｘやＳｏｏｔの排出を抑えるために、気流（スワール流）の強さを適切に制御することが必要である。気流を強くすると、燃焼領域の増加につながり、燃焼により生成されるＮＯｘの量（ＮＯｘ生成量）を増加させる。例えば、内燃機関の始動時のようなＮＯｘを浄化する後処理部が十分に機能していない状態で気流を強くし過ぎると、後処理部で浄化しきれないＮＯｘ量、すなわち車両から排出されるＮＯｘ量が多くなる恐れがある。また、気流を強くし過ぎると、インジェクタの各噴孔から噴射された燃料噴霧間の干渉量が大きくなり、噴霧の干渉領域においては当量比の増加及び酸素不足によりＳｏｏｔの発生量が多くなる恐れがある。

逆に、気流を弱くし過ぎると、筒内において燃料噴霧が存在していない領域が大きくなり、その結果、燃焼領域が小さくなり、その燃焼領域において筒内の酸素を有効に利用できず、Ｓｏｏｔの発生量が多くなる恐れがある。

特許文献１では、インジェクタの各噴孔から噴射されてスワール流の流れ方向で互いに隣り合う噴霧のうち、スワール流れ方向下流側に位置する噴霧のスワール上流側側面位置と、スワール流れ方向上流側に位置する噴霧のスワール下流側側面位置との間隔を求める。そして、その間隔を所定範囲内にするようにスワール流の速度を変更する発明が開示されている。

特開２０１３−１６０１９４号公報

特許文献１の発明では、燃料噴霧間の干渉を判定するために求める上記スワール上流側側面位置及びスワール下流側側面位置を、噴霧角、スワール速度、噴霧の壁面衝突時間から求めている。しかしながら、特許文献１の発明では、当量比といった燃料と空気との混合状態を考慮せずに噴霧干渉を判定しているため、実際に燃焼する際の噴霧干渉から誤差を生じる可能性が有る。噴霧干渉によるＳｏｏｔの発生を抑制するためには、燃焼時における噴霧干渉を高精度に判定する必要がある。

一方、ＣＦＤ技術（ＣＦＤ：ＣｏｎｐｕｔａｔｉｏｎＦｌｕｉｄＤｙｎａｍｉｃｓ）を採用して、コンピュータ上で筒内の空間を細かくメッシュに分割し、メッシュごとに燃料と空気との混合状態を求めて、求めた各メッシュの混合状態に基づき燃焼領域を計算し、その燃焼領域に基づいて噴霧干渉を判定することも考えられる。しかし、この場合には、計算負荷が高くなってしまい、内燃機関を備えた実システム上に実装することは困難である。

本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、圧縮自着火式の内燃機関の筒内に噴射された燃料噴霧間の燃焼時における干渉を簡易かつ精度良く判定できる噴霧干渉判定装置、及び筒内の気流を制御することで噴霧干渉によるＳｏｏｔの発生を効果的に抑制できる気流制御装置を提供することを課題とする。

上記課題を解決するために、本発明の噴霧干渉判定装置は、気流が発生している筒内に複数の噴孔を有したインジェクタから燃料噴射が行われる圧縮自着火式の内燃機関の前記筒内に、１つの前記噴孔から噴射された燃料の燃焼終了位置を推定する終了位置推定手段と、
前記筒内の気流強さを示す指標を取得する指標取得手段と、
前記燃焼終了位置と前記指標とに基づき、異なる前記噴孔から噴射された複数の燃料噴霧間の干渉を判定する干渉判定手段と、
を備えることを特徴とする。

時間に対し連続的に燃料が噴射される内燃機関においては、噴射期間の各時点で噴射された各燃料は互いに同時、同位置で燃焼するわけではなく、噴射時点の早い燃料ほど、噴孔に近い位置、かつ早い時点で燃焼する。噴射時点の遅い燃料は、先に噴射された燃料の燃焼位置の酸素濃度が低下しているので、その燃焼位置よりも噴孔から離れた位置で燃焼する。このように、燃料噴霧が連続的に位置を変えて燃焼する。

この前提のもと、噴射期間の各時点で噴射された燃料のうち燃焼終了位置にて燃焼する燃料、すなわち噴射期間の最後に噴射された燃料が燃焼終了位置に到達するまでの期間が、他の時点で噴射された燃料が各燃焼位置に到達するまでの期間に比べて最も長い。よって、燃焼終了位置で燃焼する燃料が最も気流の影響を受けやすい。言い換えると、燃焼領域のうち燃焼終了位置が最も気流の影響を受けやすい。本発明では、気流の影響を最も受けやすい燃焼終了位置と気流の強さを示す指標とに基づき燃料噴霧間の干渉を判定しているので、燃焼時における干渉を精度良く判定できる。また、本発明では、噴霧干渉の判定の際に全体の燃焼領域を計算しなくても良いので、簡易に燃料噴霧間の干渉を判定できる。

また、本発明の気流制御装置は、本発明の噴霧干渉判定装置と、
前記干渉判定手段による前記干渉の判定結果に基づいて前記筒内の気流の強さを調整する気流調整手段と、
を備えることを特徴とする。

本発明によれば、本発明の噴霧干渉判定装置による高精度な干渉判定結果に基づいて気流の強さを制御するので、噴霧干渉によるＳｏｏｔの発生を効果的に抑制できる。また、燃焼終了時期（燃焼終了位置）において噴霧干渉により生成されたＳｏｏｔは、排気バルブが開くまでの再酸化期間が短いために、再酸化されずにＳｏｏｔとしてエンジンから排出されやすい。本発明では、燃焼終了位置に基づいて噴霧干渉を判定し、その判定結果に基づいて気流を制御するので、再酸化期間が短い燃焼終了時期のＳｏｏｔの発生を効果的に抑制できる。また、燃焼終了時期のＳｏｏｔの発生を抑制することで、Ｓｏｏｔの再酸化期間を確保しやすくなり、その結果、エンジンからのＳｏｏｔの排出を抑制できる。

エンジンシステムの構成図である。気筒の中心軸線に直角な筒内の断面の一部を示し、気流の強さごとの燃焼領域及び気流の強さに応じてＮＯｘ、Ｓｏｏｔ量がどのように変わるかを示した図である。ＥＣＵが実行する燃料噴霧間の干渉判定及び気流調整処理のフローチャートである。時間に対する燃料噴射率の図である。噴孔から噴射された燃料が連続的に位置を変えて燃焼する様子を示した図である。噴霧干渉判定処理（図３のＳ５の処理）のフローチャートである。燃料噴霧７５に対して運動量保存則を適用する検査面７６、７７を設定したことを示す図である。上段に熱発生率の変化を示し、下段に筒内平均Ｏ２濃度の変化を示した図である。気流が無い場合の噴霧の様子を上段に示し、気流がある場合の噴霧の様子を下段に示した図である。筒内温に対するトータル噴霧角の閾値のマップを例示した図である。時間に対して熱発生率（上段）、筒内平均Ｏ２濃度（中段）、筒内平均温（下段）の変化を示した図である。上段に噴射期間を示し、下段に熱発生率を示した図である。

以下、本発明の第１実施形態を図面を参照しながら説明する。図１は、車両に搭載されたエンジンシステム１の構成図を示している。エンジンシステム１は、内燃機関としてのコモンレール式のディーゼルエンジン１０（以下、単にエンジンという）と、そのエンジン１０の運転に必要な各種構成とを備える形で構成されている。なお、本実施形態では、エンジン１０は、４つの気筒１１を有した４気筒エンジンである。エンジン１０は、各気筒１１において、吸気、圧縮、燃焼、排気の４行程を経て動力を生み出す４ストローク機関である。吸気、圧縮、燃焼、排気の４行程による燃焼サイクル（「７２０°ＣＡ」周期）が、例えば各気筒１１間で「１８０°ＣＡ」ずらして逐次実行される。図１の右側の気筒１１から順に１番から４番までの番号を付けたときに、例えば、１番、３番、４番、２番の気筒１１の順に燃焼サイクルが実行される。

気筒１１の上壁を構成するシリンダヘッドの中心には、気筒１１内（以下、筒内という）に燃料（例えば軽油）を噴射するインジェクタ１６（燃料噴射弁）が設けられている。そのインジェクタ１６の先端には、インジェクタ１６の中心軸線を中心とした円周方向に複数の噴孔が形成されており、各噴孔からは互いに異なる方向に燃料が噴射される。インジェクタ１６から噴射された燃料噴霧が筒内で圧縮自着火燃焼する。また、気筒１１の側壁を構成するシリンダブロックには、冷却水（クーラント）を循環させるための冷却水路（ウォータジャケット）が形成されている。その冷却水によりエンジン１０が高温になりすぎるのを防いでいる。

また、各気筒１１には、筒内に吸入される吸入空気（ガス）の導入口となる吸気ポートとして、スワール生成ポート１２とタンブル生成ポート１３の２つの吸気ポートが形成されている。それら吸気ポート１２、１３はシリンダヘッド内に形成されている。スワール生成ポート１２は、スワール生成ポート１２から筒内に吸入されるガスにスワール流を生じさせる吸気ポートである。タンブル生成ポート１３は、タンブル生成ポート１３から筒内に吸入されるガスにタンブル流を生じさせる吸気ポートである。ここで、スワール流とは、気筒１１の中心軸線まわりのガスの渦状の流れ（旋廻流、横渦流）をいう。また、タンブル流とは、気筒１１の中心軸線と直角な平面にある軸線まわりの旋廻流（縦渦）をいう。スワール生成ポート１２から吸入されたガスは、タンブル生成ポート１３から吸入されたガスよりも外側（壁面側）を周方向に旋回しながら筒内を進行する。これに対し、タンブル生成ポート１３から吸入されたガスは、スワール生成ポート１２から吸入されたガスよりも内側を下方向（ピストンの頂上面の方向）に進行する。

また、各吸気ポート１２、１３と筒内とを繋ぐ開口には、その開口の開閉を行う吸気バルブ１４が設けられている。また、シリンダヘッド内には、筒内での燃焼後のガスを筒内から排出する排気ポートが形成されている。その排気ポートと筒内とを繋ぐ開口にはその開口の開閉を行う排気バルブ１５が設けられている。

エンジンシステム１には、筒内に吸入される新気（空気）が流れる吸気通路２１が設けられている。その吸気通路２１には、上流側から、新気を圧縮する過給器３１、過給器３１で圧縮された新気を冷却するインタークーラ３２が設けられている。また、インタークーラ３２より下流の吸気通路２１には、新気量を調整するスロットル３３が設けられている。そのスロットル３３より下流の吸気通路２１から、各気筒１１に繋がる通路２２（インテークマニホールドの通路。以下、ＥＧＲリーンガス通路という）が分岐している。各ＥＧＲリーンガス通路２２は各気筒１１のスワール生成ポート１２に接続されている。ＥＧＲリーンガス通路２２及び吸気通路２１には、新気のみ又は後述する接続通路２９から流入するＥＧＲガスが混ざったガス（以下、ＥＧＲリーンガスという）が流れる。

また、各気筒１１には、筒内から排出される排気ガスをまとめて排気通路２７に渡すためのエキゾーストマニホールド２３が接続されている。なお、排気通路２７には、上流側から、排気ガスからエネルギーを回収する過給器のタービン３７（可変ノズルターボ（ＶＮＴ））、排気ガスに対して所定の処理を行う後処理装置３８がこの順で配置されている。後処理装置３８は、排気ガス中のＣＯ、ＨＣ等を酸化して除去する酸化触媒や排気ガス中のＰＭを除去するＤＰＦや、排気ガス中のＮＯｘを還元浄化するＮＯｘ還元触媒などである。

エキゾーストマニホールド２３には、排気ガスの一部をＥＧＲガスとして吸気系に還流させるためのＥＧＲ通路２４が接続されている。そのＥＧＲ通路２４には、ＥＧＲ通路２４を流れるＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラ３４や、そのＥＧＲクーラ３４より下流にはＥＧＲガスの流量を調整するＥＧＲバルブ３５が設けられている。そのＥＧＲバルブ３５より下流のＥＧＲ通路２４からは、各気筒１１に繋がる通路２５（以下、ＥＧＲリッチガス通路という）が分岐している。各ＥＧＲリッチガス通路２５は、各気筒１１のタンブル生成ポート１３に接続されている。ＥＧＲリッチガス通路２５には、ＥＧＲリーンガス通路２２を流れるＥＧＲリーンガスよりもＥＧＲガスの濃度が濃い（排気濃度が高い、酸素濃度が低い）ガス（以下、ＥＧＲリッチガスという）が流れる。

また、エンジンシステム１には、吸気通路２１とＥＧＲ通路２４とを接続する接続通路２９が設けられている。その接続通路２９は、ＥＧＲリーンガス通路２２に分岐する前の吸気通路２１と、ＥＧＲリッチガス通路２５に分岐する前のＥＧＲ通路２４とを接続している。その接続通路２９を介してＥＧＲ通路２４から吸気通路２１にＥＧＲガスを流し、又は吸気通路２１からＥＧＲ通路２４に新気を流すことで、スワール生成ポート１２から筒内に吸入するガス量と、タンブル生成ポート１３から筒内に吸入するガス量との割合を所定値に維持しつつ、所望のＥＧＲ率に調整できるようになっている。なお、ＥＧＲ率は、筒内に吸入されるＥＧＲガス（排気ガス）の量を、筒内に吸入されるガスの総吸入量（新気の吸入量＋ＥＧＲガスの吸入量）で割った値である。

さらに、各ＥＧＲリッチガス通路２５には、ＥＧＲリッチガス通路２５を流れるガスの流量を調整することで、筒内でのスワール流（気流）の強さを調整するスワールコントロールバルブ４１（以下、ＳＣＶという）が設けられている。ＳＣＶ４１の開度を小さくしてＥＧＲリッチガスの流量が絞られると、スワール生成ポート１２から吸入されるガスの勢いが増し、結果、スワール流を強めることができる。反対に、ＳＣＶ４１の開度を大きくしてＥＧＲリッチガスの流量を多くすると、スワール生成ポート１２から吸入されるガスの勢いを弱め、結果、スワール流を弱めることができる。ＳＣＶ４１にはモータ４２が接続されており。ＳＣＶ４１はそのモータ４２により開度が制御される。

エンジンシステム１には、エンジン１０の運転制御に必要な各種センサが設けられている。具体的には、吸気通路２１には、筒内に吸入するガス（図１ではＥＧＲリーンガス）の圧力、つまり吸気圧（過給圧）Ｐを検出する吸気圧センサ５６が設けられている。同じく、吸気通路２１には、筒内に吸入するガスの温度、つまり吸気温Ｔを検出する吸気温センサ５７が設けられている。また、タービン３７より上流の排気通路２７には、排気通路２７を流れる排気ガス、すなわちエンジン１０から排出されるガスの酸素濃度を検出する排気Ｏ２センサ５８が設けられている。なお、排気Ｏ２センサ５８はエキゾーストマニホールド２３に設けられたとしても良い。また、排気Ｏ２センサ５８に代えて、排気ガスの空燃比（Ａ／Ｆ）を検出するＡ／Ｆセンサを設けたとしても良い。

さらに、エンジンシステム１には、これらセンサ５６〜５８以外のセンサも設けられている。具体的には、エンジンシステム１には、エンジン１０の回転数を検出する回転数センサ５２、車両の運転者の要求トルクを車両側に知らせるためのアクセルペダルの操作量（踏み込み量）を検知するアクセルペダルセンサ５３、筒内に吸入する新気量を検出するエアフロメータ５４、インジェクタ１６から噴射される燃料の噴射圧を検出する噴射圧センサ５５、筒内の圧力（筒内圧）を検出する筒内圧センサ５９などが設けられている。回転数センサ５２は、例えばエンジン１０のクランク角を検出するクランク角センサである。またエアフロメータ５４は吸気通路２１に設けられて、例えば吸気通路２１を流れるガスの体積流量を検出するセンサである。噴射圧センサ５５は、例えばインジェクタ１６に供給する高圧燃料を蓄えるコモンレール（図示外）に設けられて、そのコモンレール内の圧力を検出するセンサである。筒内圧センサ５９は、先端側が筒内に露出する形でシリンダヘッドに取り付けられる。

エンジンシステム１には、上記各センサから入力される検出値に基づきＳＣＶ４１を含む各バルブ（スロットル３３、ＥＧＲバルブ３５など）の開閉（開閉時期や開度など）やインジェクタ１６による燃料供給などを制御することでエンジン１０の運転を制御するＥＣＵ５０が設けられている。そのＥＣＵ５０は、ＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等を備えたコンピュータを主として構成されている。ＥＣＵ５０は、ＥＥＰＲＯＭ、フラッシュメモリ等のメモリ５１を備えている。そのメモリ５１には、ＥＣＵ５０が実行する処理のプログラムや、各種マップ（例えば燃料噴射に関するマップや気流制御に関するマップ）などが記憶されている。

また、ＥＣＵ５０は、インジェクタ１６の各噴孔から噴射された複数の燃料噴霧間の干渉を判定し、その判定結果に基づいて気流（スワール流）の強さを調整する。すなわち、ＥＣＵ５０は、本発明の噴霧干渉判定装置及び気流制御装置に相当する。ここで、図２は、気筒１１の中心軸線に直角な筒内の断面の一部を示し、気流の強さを変化させた時に燃焼領域がどのように変わるか、及び、燃焼領域の変化によりＮＯｘ及びＳｏｏｔの生成量がどのように変わるかを説明する図である。図２では、インジェクタ１６から筒内の壁面１１１の方に放射するように噴射された燃料噴霧の燃焼領域１７１〜１７３（燃料噴霧）の様子を示している。詳しくは、図２の左側には、気流の強さが小の時の燃焼領域１７１の様子を示し、図２の真ん中には、気流の強さが中の時の燃焼領域１７２の様子を示し、図２の右側には、気流の強さが大の時の燃焼領域１７３の様子を示している。

気流が大きくなると、燃料噴霧と空気との混合が促進されるので、混合気の領域が拡大する。すなわち、図２に示すように、気流が大きくなるにしたがって燃焼領域は、燃焼領域１７１→燃焼領域１７２→燃焼領域１７３の順にスワール流の方向に拡大する。また、気流が小の時には、燃焼領域１７１は小さいので、ＮＯｘ生成量は少なくなるが、筒内の酸素を有効に利用できずにＳｏｏｔの生成量が多くなる。気流が中の時には、燃焼領域１７２は、気流が小の時の燃焼領域１７１から拡大するが、この拡大によりＮＯｘ生成量が増加する。一方、燃焼領域が拡大したことで、筒内の酸素の利用効率が上がり、結果、気流が小の時よりもＳｏｏｔ生成量は少なくなる。気流が大の時には、燃焼領域１７３はさらに大きくなるので、気流が中の時と同様にＮＯｘ生成量が多くなる。また、気流が大きすぎると、隣り同士の燃焼領域１７３（燃料噴霧）間で干渉（燃料噴霧の重なり）が発生し、その干渉領域においては当量比の増加及び酸素不足によりＳｏｏｔが増加する。

このように、気流の強弱によって燃焼領域が変わり、その燃焼領域の変化によりＮＯｘ及びＳｏｏｔの量が変わる。したがって、ＮＯｘ及びＳｏｏｔの排出量を抑制するためには、燃焼領域に応じて気流の強さを適切に調整する必要がある。すなわち、燃料噴霧間の干渉が発生するとＳｏｏｔが増大するので、その干渉が発生しないように気流の強さを調整する必要がある。一方で、Ｓｏｏｔの発生を抑制するためには燃焼の際に筒内の酸素を有効に利用する必要があり、そのためには、ある程度の大きさの燃焼領域を確保する必要があり、そのためにはある程度の気流強さを確保する必要がある。また、例えば、エンジン１０の始動時など後処理装置３８が十分に機能していない時があり、その時に気流を強くし過ぎると、後処理装置３８で浄化しきれないＮＯｘ量が多くなる恐れがある。

以下、ＥＣＵ５０が実行する燃料噴霧間の干渉判定及び気流調整処理を説明する。図３は、その処理のフローチャートの一例を示している。図３の処理は、例えばエンジン１０の始動と同時に開始し、以降エンジン１０が停止するまで所定周期で繰り返し実行される。

図３の処理を開始すると、ＥＣＵ５０は、先ず、後述のＳ５で噴霧間の干渉を判定するために必要な各種条件を取得する（Ｓ１）。Ｓ１の条件取得処理は、エンジン１０に関連する条件（エンジン条件）を取得する処理（Ｓ２）を含む。このＳ２の処理では、エンジン条件として、回転数センサ５２からエンジン回転数ＮＥを取得する。また、ピストンの上下動により筒内の体積は変化するが、その変化する体積の最大値である筒内最大体積Ｖｍａｘ及び体積の最小値である筒内最小体積Ｖｍｉｎをエンジン条件として取得する。筒内最大体積Ｖｍａｘは、ピストンが下死点の位置にある時の筒内体積である。筒内最小体積Ｖｍｉｎは、ピストンが上死点の位置にある時の筒内体積である。例えば、これら体積Ｖｍａｘ、Ｖｍｉｎの値をメモリ５１に記憶しておき、Ｓ２では、メモリ５１から体積Ｖｍａｘ、Ｖｍｉｎを取得すれば良い。

Ｓ１の条件取得処理は、インジェクタ１６から噴射される燃料の噴射条件を取得する処理（Ｓ３）を含む。このＳ３の処理では、噴射条件として、燃料の噴射圧Ｐｃ、噴射量Ｑ、噴射時期Ｔｉｎｊ（燃料噴射が行われたクランク角の値）、噴射期間ｔｉｎｊ（燃料噴射が行われたクランク角の幅）などを取得する。噴射圧Ｐｃは、噴射圧センサ５５（図１参照）から取得できる。また、噴射量Ｑ、噴射時期Ｔｉｎｊ、噴射期間ｔｉｎｊは、エンジン回転数やエンジン負荷（アクセルペダルセンサ５３が検出するアクセルペダルの踏み込み量）などをパラメータとして最適なエンジン運転となるようにＥＣＵ５０自身が決定した値（適合値）を用いれば良い。

また、Ｓ１の条件取得処理は、筒内に吸入する空気の条件（吸気条件）を取得する処理（Ｓ４）を含む。このＳ４の処理では、吸気条件として、吸気圧Ｐ、吸気温Ｔ、吸気Ｏ２濃度、スワール比ＳＲなどを取得する。吸気圧Ｐは吸気圧センサ５６（図１参照）から取得できる。吸気温Ｔは吸気温センサ５７（図１参照）から取得できる。

吸気Ｏ２濃度（筒内のＯ２濃度）は、新気（空気）中の酸素濃度（約２１％）、新気量、筒内に吸入するＥＧＲガス（排気ガス）中の酸素濃度及びＥＧＲガス量に基づいて求めることができる。ここで、新気量は例えばエアフロメータ５４の検出値から求めることができる。より詳しくは、エアフロメータ５４の検出値から筒内に吸入される新気の体積Ｖが求まる。その体積Ｖと、吸気圧Ｐ、吸気温Ｔと、理想気体の状態方程式ＰＶ＝ｎＲＴとから、筒内に吸入される新気のモル数ｎ（＝ｍ／Ｍ、ｍは空気の質量、Ｍは空気の分子量）が求まり、そのモル数ｎを新気の質量ｍに換算することで、新気量が得られる。また、ＥＧＲガス中の酸素割合は、排気Ｏ２センサ５８が検出する排気ガス中のＯ２濃度とすれば良い。また、ＥＧＲガス量はＥＧＲバルブ３５の開度（ＥＧＲ率）から求めることができる。例えば、新気量を１００、新気中の酸素濃度を２１％、ＥＧＲ率から求まるＥＧＲガス量が５０、ＥＧＲガス中の酸素濃度を１０％（排気Ｏ２センサ５８の検出値）とすると、筒内に吸入するガスの総量は１５０（＝１００＋５０）となり、その１５０中、酸素量は２６（＝２１（＝１００×２１％）＋５（＝５０×１０％））となる。よって、吸気Ｏ２濃度は、２６÷１５０×１００を計算して、約１７．３％となる。

なお、吸気Ｏ２濃度は、吸気通路２１に酸素濃度を検出するＯ２センサを設けて、そのＯ２センサにより直接求めても良い。

スワール比ＳＲは、スワール流の回転速度ωとエンジン回転数ＮＥの比を示す指標、つまり、ピストンが一往復する間にスワール流が何回転するかを示す指標である。このスワール比ＳＲは、ＳＣＶ４１の開度に相関し、具体的には、ＳＣＶ４１の開度が小さいほどスワール比ＳＲが大きくなる。よって、ＳＣＶ４１の開度とスワール比ＳＲの関係を予め調べてメモリ５１に記憶しておく。そして、メモリ５１に記憶されたその関係と現時点のＳＣＶ４１の開度とに基づいてスワール比ＳＲを求めれば良い。

また、Ｓ１の条件取得処理では、Ｓ２〜Ｓ４の処理で取得する条件以外に、エンジンシステム１に備えられた各センサからの検出値も取得し、具体的には例えば排気Ｏ２センサ５８が検出する排気Ｏ２濃度も取得する。この排気Ｏ２濃度は後述する燃焼終了位置の推定に用いられる。なお、Ｓ１の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の終了時濃度取得手段に相当する。また、排気Ｏ２濃度が本発明の終了時濃度に相当する。

Ｓ１で各種条件を取得した後、次に、Ｓ１で取得した条件に基づいて噴霧干渉を判定する（Ｓ５）。ここで、図４、図５は、噴霧干渉の判定の考え方を説明する図である。詳しくは、図４は、噴射期間ｔｉｎｊ中に噴射された燃料７０を、時間（横軸）に対する燃料噴射率（縦軸）として表した図である。図５は、インジェクタ１６の噴孔１６１から噴射された燃料の燃焼領域１０１〜１０３を示した図である。インジェクタ１６から噴射された燃料は、噴孔から離れるにしたがって次第に空気と混合していき、燃料と空気との混合状態が適切な状態になった時に燃料は燃焼すると考える。これを言い換えると、燃料は噴孔から離れるほど筒内の広い範囲に分散していくので、燃料の噴射方向における単位体積当たりの当量比は噴孔から離れるにしたがって小さくなっていく。そして、本発明では、当量比がある値になった時（例えば当量比＝１）に燃料は燃焼すると考える。なお、当量比は、燃料と空気の混合気における燃料の濃さを表す指標であり、空気過剰率λの逆数、つまり理論空燃比を実際の混合気の空燃比で除算した値となる。

より詳しくは、図４に示すように時間に対し連続的に燃料７０を噴射する場合、噴射期間ｔｉｎｊの初期（最初）に噴射された燃料７１は、噴孔１６１に近い領域１０１で燃焼する（図５上段参照）。噴射期間ｔｉｎｊの中期に噴射された燃料７２は、燃料７１の燃焼により領域１０１の酸素濃度が低下しているため、図５の中段に示すように、領域１０１よりもやや遠い領域１０２で、燃料７１の燃焼に遅れて燃焼する。また、噴射期間ｔｉｎｊの後期（最後）に噴射された燃料７３は、領域１０１、１０２の酸素濃度が低下しているため、領域１０２よりもやや遠い領域１０３で燃料７１、７２の燃焼に遅れて燃焼する。ここで、最後に噴射した燃料７３は、燃料７１、７２に比べて、噴射から燃焼完了までの期間が最も長いことから、気流の影響を最も受けやすい。よって、この燃料７３が干渉するかどうかを判定すれば、燃焼全体で干渉したかどうかを判定できる。Ｓ５の処理では、この考え方をもとに噴霧干渉を判定する。以下、Ｓ５の処理の詳細を説明する。

図６は、Ｓ５の処理のフローチャートを示している。図６の処理では、先ず、噴射期間ｔｉｎｊ中に１つの噴孔から噴射された総燃料のうち最後に燃焼する燃料、すなわち噴射期間ｔｉｎｊの最後に噴射された燃料の、燃焼時における噴孔からの到達距離（燃焼位置）を、燃焼全体に対する燃焼終了位置として推定する（Ｓ２１）。なお、Ｓ２１の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の終了位置推定手段に相当する。以下、燃焼終了位置の求め方を説明する。

図７に示すように、１つの噴孔１６１から噴射された燃料噴霧７５に対して、噴孔１６１の位置と、噴孔１６１から距離ｘの位置とでそれぞれ噴射方向に直角な検査面７６、７７を設定する。検査面７６、７７間での運動量保存則により以下の式１が成立する。式１中、ρｆは燃料密度、すなわち単位体積当たりの燃料の質量を示している。ｄは噴孔１６１の直径（噴孔径）を示している。ｖ０は、噴孔１６１の位置での燃料噴霧の速度、すなわち噴霧初速を示している。ρａは燃料噴射時における筒内のガス密度を示している。ｘは、燃料の噴射方向における燃料噴霧の噴孔１６１からの到達距離（噴霧位置）を示している。θは筒内に気流が無い場合の１噴孔当たりの噴霧角（噴霧の広がり角度）を示している。ｖは噴霧位置ｘでの噴霧速度を示している。

式１の左辺は、検査面７６（噴孔位置）における噴霧の運動量を示している。すなわち、噴孔１６１の断面積π（ｄ／２）^２に噴霧初速ｖ０を乗算した値π（ｄ／２）^２ｖ０が単位時間当たりに検査面７６を通過する噴霧の体積を示し、その体積に燃料密度ρｆを乗算した値ρｆπ（ｄ／２）^２ｖ０が単位時間当たりに検査面７６を通過する噴霧の質量を示している。その質量に、噴霧初速ｖ０を乗算した値ρｆπ（ｄ／２）^２ｖ０^２が検査面７６における噴霧の運動量となる。

式１の右辺は、検査面７７における噴霧中のガスの運動量を示している。すなわち、噴霧は、噴孔１６１から離れるにしたがって、噴孔１６１の位置を頂点とした円錐状に広がると仮定して、検査面７７の位置での噴霧の断面積π〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２に噴霧速度ｖを乗算した値π〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖが単位時間当たりに検査面７７を通過する噴霧中のガスの体積を示し、その体積に筒内ガス密度ρａを乗算した値ρａπ〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖが単位時間当たりに検査面７７を通過する噴霧中のガスの質量を示している。その質量に、噴霧速度ｖを乗算した値ρａπ〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖ^２が検査面７７における噴霧中のガスの運動量を示している。

ここで、オリフィスの流量式により、噴霧初速ｖ０に関し以下の式２が成立する。式２中、ｃは収縮係数であり、インジェクタ１６のノズル形状により定まる定数である。Ｐｃは噴射圧、Ｐｃｙｌは燃料噴射時の筒内圧、ρｆは燃料密度である。

また、式１を噴霧速度ｖについての式に変形すると、以下の式３が成立する。

ここで、ｖ＝ｄｘ／ｄｔ、∫ｄｔ＝∫（１／ｖ）ｄｘの関係が成立するので、この関係を用いて式３中から噴霧速度ｖを消去すると、以下の式４が成立する。式４中、ｔは、噴孔１６１から燃料が噴射されてからの経過時間である。この式４は、後述のＳ２３の処理で用いる。

また、噴霧位置ｘに対する当量比φは、以下の式５で表すことができる。式５中、Ｌｔｈは理論空燃比であり、Ｏ２は噴霧位置ｘにおける酸素濃度であり、それ以外は上述した。

式５の分母中のρａπ〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖは、図７の検査面７７におけるガス量（ガスの質量）である。式５における分子中のρｆπ（ｄ／２）^２ｖ０は、検査面７７における燃料量（燃料の質量）である。なお、単位時間に検査面７７を通過する燃料量は、単位時間に検査面７６を通過する燃料量と同じとなる。また、噴霧位置ｘにおける酸素濃度Ｏ２の影響を当量比に反映させるために、式５には、２１／Ｏ２を含んでいる。このことは、噴霧位置ｘにおいて、酸素濃度が２１％より小さい場合には、２１％の場合に比べて当量比が大きくなることを意味している。言い換えると、当量比が所定値（例えば１）となる噴霧位置ｘは、酸素濃度Ｏ２が小さくなるほど、大きくなることを意味している。

さらに、式５中の噴霧速度ｖに式３を代入すると、以下の式６が得られる。

なお、上記各式の導出の考え方は、文献「和栗雄太郎、藤井勝、網谷竜夫、恒屋礼次郎、「ディーゼル機関の噴霧到達距離に関する研究」、機械学会論文集２５−１５６（１９５９年）、ｐ．８２０」に記載されている。

ここで、図８は、時間に対する筒内の熱発生率の変化を上段に示し、時間に対する筒内の平均Ｏ２濃度（筒内の各位置でのＯ２濃度の平均値）の変化を下段に示している。図８の上段の図において熱発生率が発生している期間が燃焼期間を示している。図８に示すように、燃焼期間における筒内平均Ｏ２濃度は、時間の経過とともに次第に低下していく。また、燃焼開始時ｔｓの筒内平均Ｏ２濃度は、吸気Ｏ２濃度となる。燃焼終了時ｔｅの筒内平均Ｏ２濃度は、排気行程においてエンジン１０から排出される排気ガス中のＯ２濃度（排気Ｏ２濃度）となる。

また、当量比φ＝１の時に燃焼するとし、燃焼終了時の筒内の酸素濃度を排気Ｏ２濃度Ｏ２＿ｅｘとして、式６を変形すると、燃焼終了位置ｘｅは以下の式７で表すことができる。式７は、式６のφ＝１とし、Ｏ２＝Ｏ２＿ｅｘとし、ｘをｘｅとして、そのｘｅを左辺に移行した式である。式７は、筒内の酸素濃度が排気Ｏ２濃度である条件下で、当量比が１となる噴霧距離を意味する。燃焼終了位置ｘｅは、噴射期間中に噴射された総燃料のうち最後に燃焼する燃料の燃焼位置（噴孔からの到達距離）に相当し、別の言い方をすると、噴射期間の最後に噴射された燃料の燃焼位置（噴孔からの到達距離）に相当する。

図６のＳ２１の処理では、式７に基づいて燃焼終了位置ｘｅを推定する。このとき、燃料密度ρｆ、噴孔径ｄ、理論空燃比Ｌｔｈ及び噴霧角θはメモリ５１に予め記憶された一定値を用いれば良い。また、式７中の排気Ｏ２濃度Ｏ２＿ｅｘは、排気Ｏ２センサ５８の検出値とすれば良く、これはＳ１の処理で取得している。なお、排気Ｏ２濃度Ｏ２＿ｅｘは、Ｓ１の処理で取得した吸気Ｏ２濃度及び噴射量Ｑに基づいて求めても良い。噴射量Ｑは筒内での燃焼量に相関し、燃焼量は燃焼によって消費される酸素量に相関する。よって、噴射量Ｑに基づいて燃焼によって消費される酸素量を求め、その酸素量の分だけ吸気Ｏ２濃度を減らすることで、排気Ｏ２濃度Ｏ２＿ｅｘを求めることができる。

式７における筒内ガス密度ρａは、ピストンが上死点の時に燃料が噴射されるとして、以下の式８に示すように、上死点の時の筒内ガスの質量ｍｃｙｌを、筒内の体積（筒内最小体積）Ｖｍｉｎで除算した値となる。

筒内最小体積Ｖｍｉｎは、図３のＳ２の処理で取得している。筒内ガスの質量ｍｃｙｌは、上死点における筒内圧Ｐｃｙｌ、筒内最小体積Ｖｍｉｎ、筒内ガスの分子量Ｍ、気体定数Ｒ、上死点における筒内ガスの温度Ｔｃｙｌを用いて、以下の式９により求めることができる。式９は、理想気体の状態方程式ＰＶ＝ｎＲＴから導き出すことができる。

式９において、筒内最小体積Ｖｍｉｎは図３のＳ２の処理で取得している。分子量Ｍは空気の分子量として予め定められた値（約２９）を用いれば良い。また、筒内圧Ｐｃｙｌ、温度Ｔｃｙｌは、以下の式１０、式１１により求めることができる。式１０、式１１はポアソンの法則から得られる式である。式１０、式１１中、Ｐは吸気圧、Ｖｍａｘは筒内最大体積、Ｖｍｉｎは筒内最小体積、Ｔは吸気温、γは筒内のガスの比熱比である。Ｐ、Ｖｍａｘ、Ｖｍｉｎ、ＴはＳ１の処理で取得している。また、比熱比γは予め定められた値を用いれば良い。なお、筒内圧Ｐｃｙｌは、筒内圧センサ５９（図１参照）から直接求めても良い。

Ｓ２１で燃焼終了位置を推定した後、次に、気流（スワール流）の強さを示す指標である気流の角速度ωを以下の式１２に基づいて推定する（Ｓ２２）。式１２中、ＮＥは、エンジン１０の回転数であり、図３のＳ２の処理で取得している。ＳＲはスワール比であり、Ｓ４の処理で取得している。なお、角速度ωを検出するセンサを設けて、そのセンサにより角速度ωを取得しても良い。Ｓ２２の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の指標取得手段に相当する。

次に、噴射期間の最後に噴射した燃料が噴孔１６１から燃焼終了位置ｘｅに到達するまでの時間Δｔを以下の式１３に基づいて推定する（Ｓ２３）。式１３中、燃焼終了位置ｘｅは上記式７により得られる。燃料密度ρｆ、噴孔径ｄ、及び噴霧角θは予め定められた値を用いれば良い。また、筒内ガス密度ρａは上記式８により得られる。噴霧初速ｖ０は上記式２により得られる。なお、式２中の、収縮係数ｃ、燃料密度ρｆは予め定められた一定値を用いれば良い。噴射圧ＰｃはＳ３の処理で取得している。式２中の筒内圧Ｐｃｙｌは上記式１０により得られる。

なお、式１３は、上記式４から得ることができる。すなわち、式４のｘをｘｅ、ｔをΔｔに置き換えると、以下の式１４となる。この式１４をΔｔについての式に変形すると式１３となる。なお、Ｓ２３の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の時間推定手段に相当する。

次に、筒内に気流が無い場合の各噴孔から噴射された各燃料噴霧の噴霧角を合計したトータル噴霧角θａｌｌ＿０を推定する（Ｓ２４）。詳しくは、筒内に気流が無い場合の各燃料噴霧の噴霧角θは各燃料噴霧間で同じであるとして、その噴霧角θと噴孔の個数Ｎとに基づいて以下の式１５によりトータル噴霧角θａｌｌ＿０を求める。

次に、筒内に気流がある場合の各燃料噴霧の噴霧角を合計したトータル噴霧角θａｌｌ＿１を推定する（Ｓ２５）。詳しくは、図９に示すように、気流（角速度ω）がある場合には、噴射期間の最後に噴射した燃料が噴孔から燃焼終了位置ｘｅに到達する間Δｔに、角速度ωと時間Δｔとの乗算値ωΔｔの分だけ、１噴孔当たりの噴霧角が増加すると考え、以下の式１６によりトータル噴霧角θａｌｌ＿１を求める。式１６中、θａｌｌ＿０はＳ２４の処理で得られる気流が無い場合のトータル噴霧角である。Ｎは噴孔数である。ωはＳ２２の処理で得られる気流の角速度である。ΔｔはＳ２３の処理で得られる時間である。

次に、トータル噴霧角θａｌｌ＿１に基づいて燃料噴霧間の干渉の有無及び干渉量を判定する（Ｓ２６）。詳しくは、干渉判定のための閾値（例えば３６０°）を設定して、トータル噴霧角θａｌｌ＿１とその閾値θｔｈとを比較する。そして、トータル噴霧角θａｌｌ＿１が閾値θｔｈより大きい場合に噴霧が干渉していると判定し、トータル噴霧角θａｌｌ＿１が閾値θｔｈ以下の場合に噴霧が干渉していないと判定する。また、トータル噴霧角θａｌｌ＿１と閾値θｔｈとの差分（＝θａｌｌ＿１−θｔｈ）を噴霧の干渉量として求める。この干渉量がプラスの値の場合は噴霧が干渉していることを示し、マイナスの値の場合には干渉していないことを示す。

ここで、本実施形態では、当量比が１の条件で燃焼すると仮定しているが、条件によっては燃焼反応の時間遅れにより当量比が１になっても燃焼しない場合が存在する。特に筒内温が低いほど反応の時間遅れが大きくなる。そこで、Ｓ２６の処理では、反応の時間遅れにより当量比が１になっても燃焼しない場合には干渉の要件を変更し、具体的には例えば、図１０に示すように、筒内温に応じて、干渉判定のための閾値を変更する。すなわち、トータル噴霧角θａｌｌ＿１が同じ値であっても、筒内温が低いほど干渉有りと判定しやすくするよう、筒内温が低いほど干渉の判定基準である閾値を小さくする。このようにするのは、筒内温が低いほど、反応の時間遅れが大きくなることで、燃焼するまでの間に気流の影響をより受けやすくなるためである。

例えば、当初の閾値が３６０°、推定したトータル噴霧角θａｌｌ＿１が３５０°、反応の時間遅れにより、実際は閾値以上（３６０°以上）まで噴霧が拡大した時に燃焼、つまり干渉有りの状態で燃焼したとする。この場合にも、干渉有りと判定するために、筒内温に基づいて例えば閾値を３６０°から３４０°に変更することで、トータル噴霧角θａｌｌ＿１＞閾値と判定、つまり干渉有りと判定できるようになる。

ここで、閾値設定に用いる筒内温の取得方法について説明する。図１１は、上段に筒内での熱発生率の時間変化を示し、中段に筒内平均Ｏ２濃度（筒内の各位置でのＯ２濃度の平均値）の時間変化を示し、下段に筒内平均温（筒内の各位置での温度の平均値）の時間変化を示している。図１１上段の熱発生率が発生している期間ｔｂ（熱発生率が所定値以上となる期間）が燃焼期間を示している。図１１の中段、下段に示すように、筒内平均Ｏ２濃度及び筒内平均温は燃焼期間ｔｂにおいて一定ではなく、燃焼が進むにしたがって変化する。詳しくは、筒内平均Ｏ２濃度は、燃焼開始時が最も高く、燃焼が進むにしたがって次第に低下していく。筒内平均温は、圧縮行程においてピストンが上昇するにしたがい次第に上昇していき、燃焼期間ｔｂの初期が最も高くなり、燃焼が進むにしたがって次第に低下していく。

本実施形態では、燃焼期間ｔｂの各時点における筒内平均温の平均値Ｔａｖｅ（以下、単に燃焼期間中の平均筒内温という）を、閾値設定に用いる筒内温として求める。具体的には、以下の式１７に基づいて、燃焼期間中の平均筒内温Ｔａｖｅを推定する。

式１７中、Ｔｃｙｌ＿ｓは、燃焼開始時点における筒内温であって、燃焼による温度上昇分を考慮しない場合（つまり燃焼が無かった場合）の筒内温である。その筒内温Ｔｃｙｌ＿ｓは、以下の式１８により求めることができる。式１８はポアソンの法則から得られる式である。式１８中、Ｔは吸気温、Ｖｍａｘは筒内最大体積、γは比熱比、Ｖｓは燃焼開始時点の筒内体積である。吸気温Ｔ、筒内最大体積ＶｍａｘはＳ１の処理で取得している。比熱比γは予め定められた値を用いれば良い。燃焼開始時点の筒内体積Ｖｓは例えば以下に説明するように求める。

ここで、図１２は、上段に噴射期間ｔｉｎｊを、下段に熱発生率を示している。図１２に示すように、燃焼開始時点ｔｓは、噴射期間ｔｉｎｊの開始時点Ｔｉｎｊ＿ｓに、噴射期間ｔｉｎｊの最初に噴射された燃料が噴孔から該燃料の燃焼位置ｘｓに到達するまでの時間Δｔｓを加えた時点となる。つまり、ｔｓ＝Ｔｉｎｊ＿ｓ＋Δｔｓとなる。なお、燃焼位置ｘｓは、噴射期間ｔｉｎｊ中に噴射された総燃料のうち最初に燃焼する燃料の燃焼位置、すなわち、総燃料の燃焼開始位置を意味する。噴射開始時点Ｔｉｎｊ＿ｓは、Ｓ３の処理において噴射時期Ｔｉｎｊとして取得している。時間Δｔｓは以下の式１９により求めることができる。

この式１９は、上記式４においてｘをｘｓ、ｔをΔｔｓに置き換えて、Δｔｓについての式に変形した式である。式１９中、パラメータθ、ｄ、ｖ０、ρａ、ρｆは式１３と同じであり、燃焼開始位置ｘｓは以下の式２０により求めることができる。式２０は、上記式６において、当量比φ＝１、酸素濃度Ｏ２＝吸気Ｏ２濃度Ｏ２＿ｉｎ、ｘ＝ｘｓとして、そのｘｓを左辺に移行した式である。式２０は、筒内の酸素濃度が吸気Ｏ２濃度である条件下で、当量比が１となる噴霧距離を意味する。式２０において、酸素濃度を吸気Ｏ２濃度Ｏ２＿ｉｎとする理由は、図８に示すように燃焼開始時点ｔｓの筒内平均Ｏ２濃度が吸気Ｏ２濃度となるためである。

また、メモリ５１に、クランク角と筒内体積との関係を記憶しておく。そして、ｔｓ＝Ｔｉｎｊ＿ｓ＋Δｔｓの式に基づき燃焼開始時点ｔｓが分かれば、その燃焼開始時点ｔｓにおけるクランク角と、メモリ５１に記憶されたクランク角と筒内体積との関係とに基づいて、燃焼開始時点ｔｓにおける筒内体積Ｖｓを求めることができる。なお、筒内圧センサ５９が検出する筒内圧に基づいて熱発生率を算出し、その熱発生率に基づいて燃焼開始時点ｔｓを特定しても良い。この場合、熱発生率が所定値未満の状態から所定値以上の状態に切り替わる時点を燃焼開始時点ｔｓとすれば良い。

式１７中、Ｔｃｙｌ＿ｅは、燃焼終了時点における筒内温であって、燃焼による温度上昇分を考慮しない場合（つまり燃焼が無かった場合）の筒内温である。その筒内温Ｔｃｙｌ＿ｅは、以下の式２１により求めることができる。式２１はポアソンの法則から得られる式である。式２１中、Ｔは吸気温、Ｖｍａｘは筒内最大体積、γは比熱比、Ｖｅは燃焼終了時点の筒内体積である。吸気温Ｔ、筒内最大体積ＶｍａｘはＳ１の処理で取得している。比熱比γは予め定められた値を用いれば良い。燃焼終了時点の筒内体積Ｖｅは例えば以下に説明するように求める。

図１２に示すように、燃焼終了時点ｔｅは、噴射期間ｔｉｎｊの終了時点Ｔｉｎｊ＿ｅに、噴射期間ｔｉｎｊの最後に噴射された燃料が噴孔から燃焼終了位置ｘｅに到達するまでの時間Δｔを加えた時点となる。つまり、ｔｅ＝Ｔｉｎｊ＿ｅ＋Δｔとなる。噴射終了時点Ｔｉｎｊ＿ｅは、Ｓ３の処理において噴射時期Ｔｉｎｊとして取得している。時間Δｔは上記式１３により得られる。また、メモリ５１に、クランク角と筒内体積との関係を記憶しておく。そして、ｔｅ＝Ｔｉｎｊ＿ｅ＋Δｔの式に基づき燃焼終了時点ｔｅが分かれば、その燃焼終了時点ｔｅにおけるクランク角と、メモリ５１に記憶されたクランク角と筒内体積との関係とに基づいて、燃焼終了時点ｔｅにおける筒内体積Ｖｅを求めることができる。なお、筒内圧センサ５９が検出する筒内圧に基づいて熱発生率を算出し、その熱発生率に基づいて燃焼終了時点ｔｅを特定しても良い。この場合、熱発生率が所定値以上の状態から所定値未満の状態に切り替わる時点を燃焼終了時点ｔｅとすれば良い。

また、式１７中、ΔＴは、燃料が燃焼したことによる筒内の温度上昇分を示し、以下の式２２により求めることができる。式２２中、ｎは、筒内ガスのモル数であり、上記式９を変形して、モル数ｎ＝ｍｃｙｌ／Ｍ＝（Ｐｃｙｌ・Ｖｍｉｎ）／（Ｒ・Ｔｃｙｌ）の式から求めることができる。また、Ｃｐは、定圧比熱、すなわち圧力を一定に保ったまま温度を１度上昇させるのに必要な熱量であり、予め定められた値を用いれば良い。ΔＱは、燃料が燃焼した時の総熱発生量である。総熱発生量ΔＱは、燃料の噴射量に相関し、噴射量が多いほど、大きい値となる。よって、例えば噴射量と総熱発生量ΔＱとの関係を予め調べてメモリ５１に記憶しておき、その関係と今回の噴射量とに基づいて、総熱発生量ΔＱを求めれば良い。噴射量はＳ３の処理で取得している。なお、筒内圧センサ５９（図１参照）が検出する筒内圧に基づいて総熱発生量ΔＱを求めても良い。

また、式１７中、ｔｂは燃焼期間である。図１２に基づいて、燃焼期間ｔｂは以下の式２３で表すことができる。式２３中、ｔｉｎｊは燃料の噴射期間（図１２上段参照）であり、Ｓ３の処理で取得している。Δｔは、噴射期間ｔｉｎｊの最後に噴射された燃料が噴孔から燃焼終了位置ｘｅに到達するまでの時間であり、上記式１３により得られる。Δｔｓは、噴射期間ｔｉｎｊの最初に噴射された燃料が噴孔から燃焼開始位置ｘｓに到達するまでの時間であり、上記式１９により得られる。なお、筒内圧センサ５９（図１参照）が検出する筒内圧に基づいて熱発生率を算出し、その熱発生率に基づいて燃焼期間ｔｂを求めても良い。この場合、熱発生率が所定値以上となる期間を燃焼期間ｔｂとする。

式１７の右辺の第１項（（Ｔｃｙｌ＿ｓ＋Ｔｃｙｌ＿ｅ）／２）は、燃焼による温度上昇を考慮しない場合の燃焼期間中の平均筒内温を示し、第２項（ΔＴ／ｔｂ）は燃焼による温度上昇を燃焼期間ｔｂで平均した値を示している。このように、式１７を用いることで、燃焼期間中の全時点の筒内温を求めなくても、簡易に、燃焼期間中の平均筒内温Ｔａｖｅを推定できる。

Ｓ２６の処理では、以上のようにして燃焼期間中の平均筒内温Ｔａｖｅを取得した後、この平均筒内温Ｔａｖｅと図１０のマップとに基づいて、干渉判定のための閾値を設定する。そして、この閾値と式１６から得られたトータル噴霧角θａｌｌ＿１との比較に基づき、噴霧干渉の有無及び干渉量を判定する。なお、図１０のマップはメモリ５１に予め記憶されているものとする。なお、図１０では、閾値の上限を３６０°としているが、３６０°以外の角度（例えば３６０°より大きい角度）を閾値の上限としても良い。Ｓ２６の後、図６の処理を終了して図３の処理に戻る。

なお、Ｓ２４〜Ｓ２６の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の干渉判定手段に相当する。また、Ｓ２４、Ｓ２５の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の噴霧角推定手段に相当する。Ｓ２６の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の判定手段に相当する。

図３の処理に戻り、次に、Ｓ５の処理（図６のＳ２６の処理）により得られた燃料噴霧間の干渉量（トータル噴霧角θａｌｌ＿１と閾値θｔｈの差分）が予め定められた目標値より大きいか否かを判断する（Ｓ６）。この目標値は、例えばＳｏｏｔの発生を抑えるという観点で定められ、燃焼領域が小さ過ぎでも大き過ぎでもない、図２の真ん中の燃焼領域１７２の干渉量に相当する値に設定される。目標値は、例えばゼロ又はゼロよりも若干大きい値に設定される。

干渉量が目標値よりも大きい場合には（Ｓ６：Ｙｅｓ）、ＳＣＶ４１の開度を大きくして、気流（スワール流）を弱くする（Ｓ７）。このとき、ＳＣＶ４１の開度をどの程度大きくするかは、干渉量にかかわらずＳＣＶ４１の開度の変化量を一定としても良いし、干渉量に応じて開度を変えても良い。干渉量に応じてＳＣＶ４１の開度を変える場合には、干渉量が大きいほどＳＣＶ４１の開度を大きくする。つまり、干渉量が大きいほど気流を弱くする。このように、気流を弱くすることで、図２の右側の状態から真ん中の状態まで燃焼領域を小さくして、噴霧間の干渉を抑制し、干渉によるＳｏｏｔ発生を抑制できる。また、燃焼領域が大きすぎることによるＮＯｘの増加も抑制できる。Ｓ７の後、図３の処理を終了する。

一方、干渉量が目標値以下の場合には（Ｓ６：Ｎｏ）、ＳＣＶ４１の開度を小さくして気流を強くし、又はＳＣＶ４１を現状の開度に維持して気流の強さを維持する（Ｓ８）。このとき、例えば、干渉量と目標値の差が所定値未満の場合、つまり干渉量が目標値付近の場合（図２の真ん中の燃焼領域１７２程度の場合）には気流の強さを維持し、その差が所定値以上の場合、つまり干渉量が目標値から大きく離れている場合（図２の左側の燃焼領域１７１の場合）には気流を強くする。また、気流を強くする場合には、干渉量にかかわらずＳＣＶ４１の開度の変化量を一定としても良いし、干渉量に応じて開度を変えても良い。干渉量に応じて開度を変える場合には、例えば干渉量が小さいほどＳＣＶ４１の開度を小さくする。つまり、干渉量が小さいほど気流を強くする。

このように、気流を強くすることで、図２の左側の状態から真ん中の状態まで燃焼領域を拡大でき、結果、筒内の酸素を有効に利用できるようになることでＳｏｏｔの発生を抑制できる。また、気流を維持することで、図２の真ん中の状態に燃焼領域を維持でき、結果、Ｓｏｏｔの発生を抑制できる。図８の後、図３の処理を終了する。なお、Ｓ６〜Ｓ８の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の気流調整手段に相当する。

以上説明したように、本実施形態によれば、燃料の燃焼終了位置に基づいて噴霧干渉を判定しており、その燃焼終了位置は、噴射期間の最後に噴射された燃料の燃焼条件（当量比＝１、酸素濃度＝排気Ｏ２濃度）が反映された式７により求めているので、燃焼時における噴霧干渉を精度良く判定できる。また、燃焼領域のうち気流の影響を最も受けやすい燃焼終了位置に基づいて噴霧干渉を判定することで、その判定を簡易かつ精度良く行うことができる。また、燃焼終了位置の推定において、燃焼終了時の筒内の酸素濃度として排気Ｏ２濃度を用いているので、燃焼終了時を特定しなくても簡易にその酸素濃度を取得できる。

また、燃焼終了位置から判定された噴霧の干渉量に基づいて気流の強さを調整するので、全体の燃焼領域を推定しなくても、燃焼領域を、噴霧干渉を抑制した適切な大きさにでき、その結果、Ｓｏｏｔの発生を効果的に抑制できる。燃焼終了時期（燃焼終了位置）において噴霧干渉により生成されたＳｏｏｔは、排気バルブが開くまでの再酸化期間が短いために、再酸化されずにＳｏｏｔとしてエンジンから排出されやすい。本発明では、燃焼終了位置に基づいて噴霧干渉を判定し、その判定結果に基づいて気流を制御するので、再酸化期間が短い燃焼終了時期のＳｏｏｔの発生を効果的に抑制できる。また、燃焼終了時期のＳｏｏｔの発生を抑制することで、Ｓｏｏｔの再酸化期間を確保しやすくなり、その結果、エンジンからのＳｏｏｔの排出を抑制できる。

また、本実施形態では、気流がある場合の各燃料噴霧の噴霧角を合計したトータル噴霧角に基づいて噴霧干渉を判定しているので、燃焼全体の噴霧干渉を正確に判定できる。また、トータル噴霧角を、最も気流の影響を受けやすい噴射期間の最後に噴射した燃料が噴孔から燃焼終了位置に到達するまでの時間Δｔに基づいて推定するので、噴霧干渉の判定に気流の影響を正確に反映させることができる。

また、燃焼期間における筒内温が低いほどトータル噴霧角の閾値（干渉の判定基準）を小さくするので、筒内温に応じた反応の時間遅れを反映した形で噴霧干渉をより正確に判定できる。

なお、本発明は上記実施形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲の記載を逸脱しない限度で種々の変更が可能である。例えば上記実施形態では、式７における当量比φの値を１として、燃焼終了位置を推定していたが、当量比φが１以外の時に燃焼すると仮定する場合には、当量比φは１以外の値であっても良い。

また、上記実施形態では、トータル噴霧角に基づいて噴霧干渉を判定していたが、気流による噴霧角の増加分、すなわち、気流の角速度ωと、噴射期間の最後に噴射した燃料が噴孔から燃焼終了位置に到達するまでの時間Δｔとの乗算値ωΔｔに基づいて、噴霧干渉を判定しても良い。この場合、１噴孔当たりの噴霧角の増加分ωΔｔが閾値より大きい場合に干渉有りと判定し、閾値以下の場合に干渉無しと判定する。また、噴霧角の増加分ωΔｔに、噴孔数Ｎを乗算して得られる、トータル噴霧角の気流による増加分ＮωΔｔに基づいて、噴霧干渉を判定しても良い。これによれば、トータル噴霧角を算出する必要がないので、より簡易に噴霧干渉を判定できる。

また、図３のＳ６〜Ｓ８では、干渉量が目標値より大きいか否かに基づいて気流を制御していたが、干渉の有無に基づいて気流を制御しても良い。つまり、図３のＳ６の処理を、干渉の有無を判定する処理に変更しても良い。

また、上記実施形態では、噴霧干渉の判定の際に、筒内温に応じてトータル噴霧角の閾値を変更したが、閾値を一定とし、推定したトータル噴霧角θａｌｌ＿１の方を筒内温に応じて補正（変更）するようにしても良い。この場合、筒内温が低いほど、トータル噴霧角θａｌｌ＿１を大きくする側に補正する。これによっても、筒内温に応じた反応の時間遅れを反映した形で噴霧干渉を判定できる。

また、上記実施形態では、トータル噴霧角の閾値の設定に用いる筒内温として燃焼期間中の平均筒内温Ｔａｖｅを取得したが、平均筒内温Ｔａｖｅに代えて燃焼期間中の特定の時点における筒内温（例えば燃焼終了時の筒内温）を取得しても良い。

また、上記実施形態では、ＳＣＶにより気流（スワール流）の強弱を調整していたが、他の方法によりスワール流の強弱を調整しても良い。具体的には例えば吸気バルブ１４の開閉タイミングや開度を、スワール生成ポート１２とタンブル生成ポート１３の間で異ならせることで、スワール流の強弱を調整しても良い。例えば、タンブル生成ポート１３の吸気バルブ１４の開度を、スワール生成ポート１２の吸気バルブ１４の開度より小さくするなどで、スワール流を強くすることができる。吸気バルブ１４でスワール流の強弱を調整することで、ＳＣＶを省略できる。

１エンジンシステム
１０ディーゼルエンジン
１６インジェクタ
１６１噴孔
５０ＥＣＵ

Claims

気流が発生している筒内に複数の噴孔（１６１）を有したインジェクタ（１６）から燃料噴射が行われる圧縮自着火式の内燃機関（１０）の前記筒内に、１つの前記噴孔から噴射された燃料の燃焼終了位置を推定する終了位置推定手段（Ｓ２１）と、
前記筒内の気流強さを示す指標を取得する指標取得手段（Ｓ２２）と、
前記燃焼終了位置と前記指標とに基づき、異なる前記噴孔から噴射された複数の燃料噴霧間の干渉を判定する干渉判定手段（Ｓ２４〜Ｓ２６）と、
を備えることを特徴とする噴霧干渉判定装置（５０）。
前記燃料が前記噴孔から前記燃焼終了位置に到達するまでの時間を推定する時間推定手段（Ｓ２３）を備え、
前記干渉判定手段は、前記時間と前記指標とに基づき前記干渉を判定することを特徴とする請求項１に記載の噴霧干渉判定装置。
前記燃料の燃焼が終了する時の前記筒内の酸素濃度である終了時濃度を取得する終了時濃度取得手段（Ｓ１）を備え、
前記終了位置推定手段は、前記筒内の酸素濃度が前記終了時濃度である条件下で、当量比が所定値となる、前記燃料の前記噴孔からの到達距離を前記燃焼終了位置として推定することを特徴とする請求項１又は２に記載の噴霧干渉判定装置。
前記終了位置推定手段は、下記式により前記燃焼終了位置を推定し、下記式のφを前記所定値としたことを特徴とする請求項３に記載の噴霧干渉判定装置。
前記終了時濃度取得手段は、前記筒内から排出されるガスのＯ２濃度である排気Ｏ２濃度を前記終了時濃度として取得することを特徴とする請求項３又は４に記載の噴霧干渉判定装置。
前記所定値を１としたことを特徴とする請求項３〜５のいずれか１項に記載の噴霧干渉判定装置。
前記時間推定手段は、下記式により前記時間Δｔを推定することを特徴とする請求項２に記載の噴霧干渉判定装置。
前記指標取得手段は、前記筒内に生じるスワール流の角速度を前記指標として取得し、
前記干渉判定手段は、前記角速度と前記時間との乗算値を、１つの前記噴孔から噴射された燃料噴霧の気流による噴霧角の増加分として、その増加分に基づき前記干渉を判定することを特徴とする請求項２又は７に記載の噴霧干渉判定装置。
前記干渉判定手段は、
前記増加分と、前記筒内に気流が無い場合の１つの前記噴孔当たりの噴霧角と、前記噴孔の個数とに基づいて、前記筒内に気流がある場合の各燃料噴霧の噴霧角を合計したトータル噴霧角を推定する噴霧角推定手段（Ｓ２４、Ｓ２５）と、
前記トータル噴霧角に基づき前記干渉を判定する判定手段（Ｓ２６）とを備えることを特徴とする請求項８に記載の噴霧干渉判定装置。
前記判定手段は、前記トータル噴霧角と閾値との比較に基づき前記干渉を判定し、燃焼期間における前記筒内の温度が低いほど干渉有りと判定しやすくする方向に前記閾値又は前記トータル噴霧角を変更することを特徴とする請求項９に記載の噴霧干渉判定装置。
請求項１〜１０のいずれか１項に記載の噴霧干渉判定装置（５０）と、
前記干渉判定手段による前記干渉の判定結果に基づいて前記筒内の気流の強さを調整する気流調整手段（Ｓ６〜Ｓ８）と、
を備えることを特徴とする気流制御装置（５０）。