JP2017089548A - 燃焼システムの推定装置及び制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】メイン噴射による冷却損失を適正に管理することができる燃焼システムの推定装置及び制御装置を提供する。【解決手段】燃焼システムにおいては、ＥＣＵがメイン制御処理を行う。このメイン制御処理では、燃料に含まれた分子構造種の実混合割合を取得する処理と、メイン推定処理とを行う。メイン推定処理において、ステップＳ２０１〜Ｓ２０４では、この実混合割合に基づいて、メイン噴射の噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態という４つの噴射パラメータを推定する。ステップＳ２０５，Ｓ２０６は、４つの噴射パラメータを用いて、メイン燃焼の燃焼量及び燃焼領域という２つの燃焼パラメータを推知する。ステップＳ２０７では、メイン噴射により発生したメイン噴霧体の総体積を算出し、ステップＳ２０８では、燃焼室の内周面に到達することで消失した到達体積を算出する。【選択図】図８

Description

本発明は、燃焼システムでのメイン噴射による燃焼状態を推定する推定装置、及び燃焼システムの制御を行う制御装置に関する。

従来より、内燃機関を有する燃焼システムにおいて、燃焼室に対して１燃焼サイクル中に燃料を複数回噴射する多段噴射という技術が知られている。燃焼システムは、燃焼室に燃料を噴射する燃料噴射弁を有しており、この燃料噴射弁においては、アクチュエータへの通電が制御されることで燃料噴射の実行及び停止が制御される。例えば特許文献１では、制御装置としてのＥＣＵにより、冷却水による内燃機関の冷却損失を冷損指数として取得され、多段噴射のうちメイン噴射の噴射タイミングが冷損指数に基づいて制御される。

特開２０１３−２０４５２１号公報

しかしながら、内燃機関での燃焼に用いられる燃料としては、様々な性状を有する燃料が存在する。このため、燃料に含まれている成分が異なっていたり成分の混合割合が異なっていたりした場合は、燃料噴射弁に対する通電タイミングが同一であっても、燃料噴射弁から実際に燃料が噴射されるタイミングが燃料ごとに異なることが懸念される。この場合、冷却水による内燃機関の冷却損失を適正に管理できていないことになってしまう。

本発明は、上記問題を鑑みてなされたもので、その目的は、メイン噴射による冷却損失を適正に管理することができる燃焼システムの推定装置及び制御装置を提供することにある。

以下、課題を達成するための発明の技術的手段について、説明する。なお、発明の技術的手段を開示する特許請求の範囲及び本欄に記載された括弧内の符号は、後に詳述する実施形態に記載された具体的手段との対応関係を示すものであり、発明の技術的範囲を限定するものではない。

上述の課題を解決するために開示された第１の発明は、
内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された推定装置（８０）であって、
内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１）と、
燃料がメイン噴射により内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射されることで発生するメイン燃焼について、メイン燃焼による燃料のメイン燃焼量（Ｑinj）を、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する燃焼量推定部（Ｓ２０５）と、
燃焼室におけるメイン燃焼の燃焼領域を、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する領域推定部（Ｓ２０６）と、
を備えている。

第１の発明によれば、メイン燃焼のメイン燃焼量及び燃焼領域が推定されるため、メイン噴射により噴射された燃料のうち燃焼室の内周面に到達した到達燃料が発生させた到達燃焼量を算出することが可能である。ここで、到達燃焼量が燃焼室の内周面に加えた熱は、内燃機関の出力に寄与する熱や、燃焼室の内周面を形成するピストンやシリンダ等を通じて冷却損失として失われる熱になる。このため、到達燃焼量の算出精度が高いと、冷却損失の算出精度も高くなる。

そこで、本発明では、メイン燃焼についてメイン燃焼量及び燃焼領域の両方が、燃料に含まれた各種成分の混合割合に基づいて推定される。このため、燃料に含まれている成分が異なっていたり成分の混合割合が異なっていたりすることでメイン燃焼量や燃焼領域がばらついたとしても、メイン燃焼量について到達燃焼量や冷却損失を精度良く算出することができる。例えば、メイン噴射により噴射された燃料が、メイン燃焼量が大きくなりやすくても燃焼領域が小さくなりやすい燃料であれば、到達燃焼量が必ずしも大きくなるとは限らない。また、メイン燃焼量が小さくなりやすくても燃焼領域が大きくなりやすい燃料であれば、到達燃焼量が必ずしも小さくなるとは限らない。したがって、様々な性状を有する燃料のいずれが使用された場合でも、メイン噴射による冷却損失を適正に管理することができる。

上述の課題を解決するために開示された第２の発明は、
内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された推定装置（８０）であって、
内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１）と、
燃料を内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射するメイン噴射について、メイン噴射による燃料の発熱量を、混合割合に基づいて推定する発熱量推定部（Ｓ３０１）と、
メイン噴射による燃料の貫徹力を、混合割合に基づいて推定する貫徹力推定部（Ｓ３０２）と、
を備えている。

第２の発明によれば、メイン噴射について燃料の発熱量及び貫徹力が推定されるため、燃焼室に噴射された燃料のうち燃焼室の内周面に到達する到達燃料が発生させる到達燃焼量を算出することが可能である。このため、メイン噴射による冷却損失について、上記第１の発明と同様の効果を奏することができる。

上述の課題を解決するために開示された第３の発明は、
内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された制御装置（８０）であって、
内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１）と、
燃料がメイン噴射により内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射されることで発生するメイン燃焼について、メイン燃焼による燃料のメイン燃焼量を、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する燃焼量推定部（Ｓ２０５）と、
燃焼室におけるメイン燃焼の燃焼領域を、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する領域推定部（Ｓ２０６）と、
燃焼量推定部及び領域推定部の各推定結果に基づいて、燃焼システムの制御を行う燃焼制御部（Ｓ１０９，Ｓ１１０）と、
を備えている。

第３の発明によれば、上記第１の発明と同様の効果を奏する。

第１実施形態における燃焼システムの概略図。 着火遅れ時間の説明図。 複数の着火遅れ時間、燃えやすさを表わすパラメータ、および各種成分の混合量の関係を説明する図。 筒内酸素濃度に起因して生じる着火遅れ時間の変化を表す特性線と、燃料の分子構造種との関係を示す図。 筒内温度に起因して生じる着火遅れ時間の変化を表す特性線と、燃料の分子構造種との関係を示す図。 着火遅れ時間に基づき特定される特性線と、分子構造種の混合割合との関係を示す図。 メイン制御処理の手順を示すフローチャート。 メイン推定処理の手順を示すフローチャート。 噴射パラメータとしての噴射量の推定について説明するための図。 噴射パラメータとしての低位発熱量の推定について説明するための図。 蒸留性状について説明するための図。 噴射パラメータとしてのペネトレーションの推定について説明するための図。 ペネトレーションを推定するための数式を示す図。 噴射パラメータとしての拡散状態の推定について説明するための図。 拡散状態を推定するための数式を示す図。 燃焼パラメータとしての燃焼量を推定するための数式を示す図。 燃焼率を推定するための数式を示す図。 メイン噴霧体及び総噴霧体を示す図。 総噴霧体の総体積及び到達体積について説明するための図。 メイン燃焼量及び総体積について複数の燃料を例示した図。 到達燃焼量について複数の燃料を例示した図。 ＯＨラジカルの生成量について説明するための図。 第２実施形態におけるメイン推定処理の手順を示すフローチャート。 メイン噴霧体の長さ寸法及び熱発生率の時間変化を示す図。 数式（２）を示す図。

以下、図面を参照しながら発明を実施するための複数の形態を説明する。各形態において、先行する形態で説明した事項に対応する部分には同一の参照符号を付して重複する説明を省略する場合がある。各形態において、構成の一部のみを説明している場合は、構成の他の部分については先行して説明した他の形態を参照し適用することができる。

（第１実施形態）
本実施形態に係る燃焼システムの推定装置及び制御装置は、図１に示す電子制御装置（例えばＥＣＵ８０）により提供される。ＥＣＵ８０は、マイクロコンピュータ（例えばマイコン８０ａ）や、図示しない入力処理回路および出力処理回路等を備える。マイコン８０ａは、図示しない中央処理装置（例えばＣＰＵ）およびメモリ８０ｂを備える。メモリ８０ｂに記憶された所定のプログラムをＣＰＵが実行することで、マイコン８０ａは、燃焼システムが備える燃料噴射弁１５、燃料ポンプ１５ｐ、ＥＧＲバルブ１７ａ、調温バルブ１７ｄ、および過給調圧機器２６等の作動を制御する。これらの制御により、燃焼システムが備える内燃機関１０での燃焼状態は、所望の状態に制御される。燃焼システムおよびＥＣＵ８０は車両に搭載されたものであり、当該車両は、内燃機関１０の出力を駆動源として走行する。

内燃機関１０は、シリンダブロック１１、シリンダヘッド１２およびピストン１３等を備える。シリンダヘッド１２には、吸気バルブ１４ｉｎ、排気バルブ１４ｅｘ、燃料噴射弁１５および筒内圧センサ２１が取り付けられている。

燃料ポンプ１５ｐは、燃料タンク内の燃料をコモンレール１５ｃへ圧送する。ＥＣＵ８０が燃料ポンプ１５ｐの作動を制御することで、コモンレール１５ｃ内の燃料は、目標圧力Ｐｔｒｇに維持された状態でコモンレール１５ｃに蓄えられる。コモンレール１５ｃは、蓄圧された燃料を各気筒の燃料噴射弁１５へ分配する。燃料噴射弁１５から噴射された燃料は、燃焼室１１ａで吸気と混合して混合気を形成し、混合気はピストン１３により圧縮されて自着火する。要するに、内燃機関１０は圧縮自着火式のディーゼルエンジンであり、燃料には軽油が用いられている。なお、燃料噴射弁１５による燃料の噴射としては、燃料を霧状に噴く噴霧が挙げられる。

燃料噴射弁１５は、電磁アクチュエータおよび弁体をボデー内部に収容して構成されている。電磁アクチュエータへの通電をＥＣＵ８０がオンさせると、電磁アクチュエータの電磁吸引力により図示しない背圧室のリーク通路が開弁し、背圧低下に伴い弁体が開弁作動し、ボデーに形成されている噴孔が開弁されて噴孔から燃料が噴射される。上記通電を
オフさせると、弁体が閉弁作動して燃料噴射が停止される。

シリンダヘッド１２に形成されている吸気ポート１２ｉｎおよび排気ポート１２ｅｘには、吸気管１６ｉｎおよび排気管１６ｅｘが接続されている。吸気管１６ｉｎおよび排気管１６ｅｘにはＥＧＲ管１７が接続されており、排気の一部（つまりＥＧＲガス）がＥＧＲ管１７を通じて吸気管１６ｉｎへ流入（つまり還流）する。ＥＧＲ管１７にはＥＧＲバルブ１７ａが取り付けられている。ＥＣＵ８０がＥＧＲバルブ１７ａの作動を制御することで、ＥＧＲ管１７の開度が制御され、ＥＧＲガスの流量が制御される。

さらに、ＥＧＲ管１７のうちＥＧＲバルブ１７ａの上流部分には、ＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラ１７ｂ、バイパス管１７ｃおよび調温バルブ１７ｄが取り付けられている。バイパス管１７ｃは、ＥＧＲガスがＥＧＲクーラ１７ｂをバイパスするバイパス流路を形成する。調温バルブ１７ｄは、バイパス流路の開度を調整することで、ＥＧＲクーラ１７ｂを流れるＥＧＲガスと、バイパス流路を流れるＥＧＲガスとの割合を調整し、ひいては、吸気管１６ｉｎへ流入するＥＧＲガスの温度を調整する。ここで、吸気ポート１２ｉｎへ流入する吸気には、吸気管１６ｉｎから流入する外部空気（つまり新気）およびＥＧＲガスが含まれる。したがって、調温バルブ１７ｄによりＥＧＲガスの温度を調整することは、吸気ポート１２ｉｎへ流入する吸気の温度（つまりインマニ温度）を調整することを意味する。

燃焼システムは図示しない過給機を備える。過給機は、排気管１６ｅｘに取り付けられるタービン、および吸気管１６ｉｎに取り付けられるコンプレッサを有する。排気の流速エネルギによりタービンが回転すると、タービンの回転力によりコンプレッサが回転し、コンプレッサにより新気が圧縮（つまり過給）される。先述した過給調圧機器２６は、タービンの容量を変化させる機器であり、ＥＣＵ８０が過給調圧機器２６の作動を制御することで、タービン容量が調整され、これにより、コンプレッサによる過給圧が制御される。

また、燃焼システムは、ＮＯｘ浄化触媒３１、ＤＰＦ３２を備えている。ＮＯｘ浄化触媒３１は、排気中の窒素酸化物ＮＯｘを吸着する吸着触媒や、ＮＯｘを窒素Ｎ_２に還元する還元触媒などを有しており、排気管１６ｅｘにおいてタービンの下流側に配置されている。ＤＰＦ３２（Diesel Particulate Filter）は、ＮＯｘ浄化触媒３１の更に下流側に配置されており、排気に含まれている微粒子を捕集する微粒子捕集装置である。排気管１６ｅｘを流れる排気は、ＮＯｘ浄化触媒３１及びＤＰＦ３２の両方を通過した後に、排気管１６ｅｘの下流端部から放出される。なお、燃焼システムにおいては、ＮＯｘ浄化触媒３１及びＤＰＦ３２が排気浄化装置を構成している。

ＥＣＵ８０には、筒内圧センサ２１、酸素濃度センサ２２、レール圧センサ２３、クランク角センサ２４、アクセルペダルセンサ２５、排気温度センサ３３、排気圧センサ３４および触媒温度センサ３５等、各種センサによる検出信号が入力される。

筒内圧センサ２１は、燃焼室１１ａの圧力（以下、筒内圧）に応じた検出信号を出力する。筒内圧センサ２１は、圧力検出素子に加えて温度検出素子２１ａを有しており、燃焼室１１ａの温度（以下、筒内温度）に応じた検出信号を出力する。酸素濃度センサ２２は、吸気管１６ｉｎに取り付けられ、吸気中の酸素濃度に応じた検出信号を出力する。検出対象となる吸気は、新気とＥＧＲガスが混合したものである。レール圧センサ２３はコモンレール１５ｃに取り付けられており、蓄圧されている燃料の圧力（以下、レール圧）に応じた検出信号を出力する。クランク角センサ２４は、ピストン１３により回転駆動するクランク軸の回転速度（例えばエンジン回転数）に応じた検出信号を出力する。アクセルペダルセンサ２５は、車両運転者により踏み込み操作されるアクセルペダルの踏込量（例えばエンジン負荷）に応じた検出信号を出力する。

排気温度センサ３３は、排気管１６ｅｘに取り付けられて排気温度を検出する。排気圧センサ３４は、排気管１６ｅｘに取り付けられて排気圧力を検出する。排気温度センサ３３及び排気圧センサ３４は、排気管１６ｅｘにおいてＮＯｘ浄化触媒３１とタービンとの間に配置されている。

触媒温度センサ３５は、排気管１６ｅｘにおいてＮＯｘ浄化触媒３１とＤＰＦ３２との間に設けられており、ＮＯｘ浄化触媒３１を通過した排気の温度を検出することでＮＯｘ浄化触媒３１の内部温度を検出する。なお、触媒温度センサ３５は、ＮＯｘ浄化触媒３１に取り付けられていてもよい。

ＥＣＵ８０は、センサ２１〜２５，３３〜３５の各検出信号に基づき、燃料噴射弁１５、燃料ポンプ１５ｐ、ＥＧＲバルブ１７ａ、調温バルブ１７ｄおよび過給調圧機器２６の作動を制御する。これにより、燃料の噴射開始時期、噴射量、噴射圧、ＥＧＲガス流量、インマニ温度および過給圧が制御される。

燃料噴射弁１５の作動を制御している時のマイコン８０ａは、燃料の噴射開始時期、噴射量、および多段噴射に係る噴射段数を制御する噴射制御部８３として機能する。１燃焼サイクル中に同一の燃料噴射弁１５から複数回噴射（つまり多段噴射）させるように噴射制御する場合がある。これら複数回の噴射には、最も噴射量が多く設定されたメイン噴射と、メイン噴射より前のタイミングで行われるパイロット噴射と、メイン噴射より後のタイミングで行われるアフター噴射やポスト噴射とが含まれている。

燃料ポンプ１５ｐの作動を制御している時のマイコン８０ａは、噴射圧を制御する燃圧制御部８４として機能する。ＥＧＲバルブ１７ａの作動を制御している時のマイコン８０ａは、ＥＧＲガス流量を制御するＥＧＲ制御部８５として機能する。調温バルブ１７ｄの作動を制御している時のマイコン８０ａは、インマニ温度を制御するインマニ温度制御部８７として機能する。過給調圧機器２６の作動を制御している時のマイコン８０ａは、過給圧を制御する過給圧制御部８６として機能する。

マイコン８０ａは、燃焼に関する物理量の検出値（つまり燃焼特性値）を取得する燃焼特性取得部８１としても機能する。本実施形態に係る燃焼特性値とは、図２に示す着火遅れ時間ＴＤのことである。図２の上段は、マイコン８０ａから出力されるパルス信号を示す。パルス信号にしたがって燃料噴射弁１５への通電が制御される。具体的には、パルスオンのｔ１時点で通電が開始され、パルスオン期間Ｔｑに通電オンが継続される。要するに、パルスオンのタイミングにより噴射開始時期が制御される。また、パルスオン期間Ｔｑにより噴射期間が制御され、ひいては噴射量が制御される。

図２の中段は、パルス信号にしたがって弁体が開弁作動および閉弁作動した結果生じる、噴孔からの燃料の噴射状態の変化を示す。具体的には、単位時間あたりに噴射される燃料の噴射量（つまり噴射率）の変化を示す。図示されるように、通電開始のｔ１時点から、実際に噴射が開始されるｔ２時点までにはタイムラグが存在する。また、通電終了時点から実際に噴射が停止されるまでにもタイムラグが存在する。実際に噴射が為されている期間Ｔｑ１は、パルスオン期間Ｔｑで制御される。

図２の下段は、噴射された燃料の、燃焼室１１ａでの燃焼状態の変化を示す。具体的には、噴射された燃料と吸気の混合気が自着火燃焼することに伴い生じる、単位時間あたりの熱量（つまり熱発生率）の変化を示す。図示されるように、噴射開始のｔ２時点から、実際に燃焼が開始されるｔ３時点までにはタイムラグが存在する。本実施形態では、通電開始のｔ１時点から燃焼開始のｔ３時点までの時間を着火遅れ時間ＴＤと定義する。

燃焼特性取得部８１は、筒内圧センサ２１で検出される筒内圧の変化に基づき、燃焼開始のｔ３時点を推定する。具体的には、ピストン１３が上死点に達してからクランク角が所定量だけ回転する期間において、筒内圧が急上昇した時期を燃焼開始時期（例えばｔ３時点）と推定する。この推定結果に基づき、着火遅れ時間ＴＤは燃焼特性取得部８１により算出される。さらに燃焼特性取得部８１は、燃焼時の各種状態（つまり燃焼条件）を、燃焼毎に取得する。具体的には、筒内圧、筒内温度、吸気酸素濃度および噴射圧力を、燃焼条件として取得する。

これらの燃焼条件は、燃料の燃えやすさを表わすパラメータであり、燃焼直前での筒内圧が高いほど、燃焼直前での筒内温度が高いほど、吸気酸素濃度が高いほど、噴射圧力が高いほど、混合気が自着火しやすく燃えやすいと言える。燃焼直前での筒内圧および筒内温度として、例えば、燃料噴射弁１５への通電を開始するｔ１時点で検出された値を用いればよい。筒内圧は筒内圧センサ２１により検出され、筒内温度は温度検出素子２１ａにより検出され、吸気酸素濃度は酸素濃度センサ２２により検出され、噴射圧力はレール圧センサ２３により検出される。燃焼特性取得部８１は、取得した着火遅れ時間ＴＤを、その燃焼に係る上記パラメータ（つまり燃焼条件）と関連付けてメモリ８０ｂに記憶させる。

マイコン８０ａは、異なる燃焼条件で検出された複数の燃焼特性値に基づき、燃料に含まれている分子構造種の混合割合を推定する、混合割合推定部８２としても機能する。例えば、異なる燃焼条件毎の着火遅れ時間ＴＤを図３に示す行列式に代入することで、分子構造種の混合量を算出する。なお、算出された各々の混合量を総量で除算することで、分子構造種の混合割合が算出される。

図３の左辺にある行列は、ｘ行１列でありｘ個の数値から構成される。これらの数値は、各種成分の混合量を表わす。各種成分とは、分子構造の種類の違いにより分類される成分である。分子構造の種類には、直鎖パラフィン類、側鎖パラフィン類、ナフテン類および芳香族類が含まれている。

右辺の左側にある行列は、ｘ行ｙ列であり、例えばａ00…ａXYという数値から構成される。これらの数値は、予め実施した試験に基づき定められた定数である。右辺の右側にある行列は、ｙ行１列でありｙ個の数値から構成される。これらの数値は、燃焼特性取得部８１により取得された着火遅れ時間ＴＤである。例えば、１行１列目の数値は、パラメータの所定の組み合わせからなる燃焼条件ｉの時に取得された着火遅れ時間ＴＤ（ｉ）であり、２行１列目の数値は、燃焼条件ｊの時に取得された着火遅れ時間ＴＤ（ｊ）である。燃焼条件ｉと燃焼条件ｊとでは、全てのパラメータが異なる値に設定されている。なお、図３中の符号Ｐ（ｉ）、Ｔ（ｉ）、Ｏ２（ｉ）、Ｐｃ（ｉ）の各々は、燃焼条件ｉに係る筒内圧、筒内温度、吸気酸素濃度および噴射圧力を示し、符号Ｐ（ｊ）、Ｔ（ｊ）、Ｏ２（ｊ）、Ｐｃ（ｊ）の各々は、燃焼条件ｊに係る各パラメータを示す。

次に、図４、図５および図６を用いて、図３の行列式に燃焼条件毎の着火遅れ時間ＴＤを代入することで分子構造種の混合量が算出できる理屈を説明する。

図４に示すように、燃焼に係る混合気に含まれる酸素の濃度（以下、筒内酸素濃度）が高いほど自着火しやすくなるので、着火遅れ時間ＴＤが短くなる。図中の３本の実線（１）（２）（３）は、筒内酸素濃度と着火遅れ時間ＴＤとの関係を示す特性線である。但し、この特性線は燃料に応じて異なる。厳密には、燃料に含まれている各々の分子構造種の混合割合に応じて異なる。したがって、筒内酸素濃度がＯ２（ｉ）の場合の着火遅れ時間ＴＤを検出すれば、いずれの分子構造種であるかを推測できる。特に、筒内酸素濃度がＯ２（ｉ）の場合とＯ２（ｊ）の場合とで着火遅れ時間ＴＤを比較すれば、より高精度で混合割合を推定できる。

同様にして、図５に示すように、筒内温度が高いほど自着火しやすくなるので、着火遅れ時間ＴＤが短くなる。図中の３本の実線（１）（２）（３）は、筒内温度と着火遅れ時間ＴＤとの関係を示す特性線である。但し、この特性線は燃料に応じて異なる。厳密には、燃料に含まれている各々の分子構造種の混合割合に応じて異なる。したがって、筒内温度がＢ１の場合の着火遅れ時間ＴＤを検出すれば、いずれの分子構造種であるかを推測できる。特に、筒内温度がＴ（ｉ）の場合とＴ（ｊ）の場合とで着火遅れ時間ＴＤを比較すれば、より高精度で混合割合を推定できる。

また、筒内酸素濃度に係る特性線（図４参照）に対する影響度の高い分子構造種と、筒内温度に係る特性線（図５参照）に対する影響度の高い分子構造種とは異なる。このように、複数の燃焼条件の各々に係る特性線に対して影響度の高い分子構造種は異なる。したがって、複数のパラメータ（例えば燃焼条件）を異なる値にして取得された着火遅れ時間ＴＤの組み合わせに基づけば、例えば図６の如くいずれの分子構造種の混合割合が多いのかを高精度で推定できる。

図６に例示する分子構造種Ａは、筒内酸素濃度（以下、第１パラメータ）に係る特性線（つまり第１特性線）に対する影響度が高い分子構造種である。また、分子構造種Ｂは、筒内温度（以下、第２パラメータ）に係る特性線（つまり第２特性線）に対する影響度が高い分子構造種であり、分子構造種Ｃは、第３パラメータに係る特性線（つまり第３特性線）に対する影響度が高い分子構造種である。第１パラメータの変化に対して着火遅れ時間ＴＤの変化が大きく現れるほど、分子構造種Ａが多く混合していると言える。同様にして、第２パラメータの変化に対して着火遅れ時間ＴＤの変化が大きく現れるほど分子構造種Ｂが多く混合しており、第３パラメータの変化に対して着火遅れ時間ＴＤの変化が大きく現れるほど分子構造種Ｃが多く
混合していると言える。したがって、異なる燃料（１）（２）（３）の各々に対し、分子構造種Ａ、Ｂ、Ｃの混合割合を推定できる。

次に、燃焼特性取得部８１が実行するプログラムの処理について説明する。この処理は、パイロット噴射が指令される毎に実行される。

先ず、燃焼特性取得部８１は、上述した通り筒内圧センサ２１の検出値に基づき燃焼開始のｔ３時点を推定して、パイロット噴射に係る着火遅れ時間ＴＤを算出する。次に、複数のパラメータ（例えば燃焼条件）と関連付けて、着火遅れ時間ＴＤをメモリ８０ｂに記憶させる。

具体的には、各パラメータが取り得る数値範囲を複数の領域に区分けしておき、複数のパラメータの領域の組み合わせ予め設定しておく。例えば図３に示す着火遅れ時間ＴＤ（ｉ）は、Ｐ（ｉ）、Ｔ（ｉ）、Ｏ２（ｉ）、Ｐｃ（ｉ）の領域の組み合わせ時に取得された着火遅れ時間ＴＤを表わす。同様に、着火遅れ時間ＴＤ（ｊ）は、Ｐ（ｊ）、Ｔ（ｊ）、Ｏ２（ｊ）、Ｐｃ（ｊ）の領域の組み合わせ時に取得された着火遅れ時間ＴＤを表わす。

なお、ユーザが給油することに起因して、燃料タンクに貯留されている燃料に別の燃料が混合した可能性が高い場合に、分子構造種の混合割合が変化したとみなし、推定されていた混合量の値をリセットする。例えば、内燃機関１０の運転停止時に、燃料タンクの燃料残量を検出するセンサにより燃料残量の増大が検出された場合にリセットする。

燃焼特性取得部８１は、着火遅れ時間ＴＤを図３の行列式に代入して、分子構造種毎の混合量を算出する。なお、サンプリング数、つまり行列式の右辺右側の行列の行数に応じて、定数を表わす行列の列数を変更する。或いは、取得されていない着火遅れ時間ＴＤについては、予め設定しておいたノミナル値を着火遅れ時間ＴＤの行列に代入する。このように算出された分子構造種毎の混合量に基づき、分子構造種毎の混合割合を算出する。

先述した通り、マイコン８０ａは、噴射制御部８３、燃圧制御部８４、ＥＧＲ制御部８５、過給圧制御部８６およびインマニ温度制御部８７としても機能する。これらの制御手段は、エンジン回転数、エンジン負荷およびエンジン冷却水温度等に基づき目標値を設定し、制御対象が目標値となるようにフィードバック制御する。或いは、目標値に対応する内容でオープン制御する。

噴射制御部８３は、噴射開始時期、噴射量および噴射段数が目標値となるように図２のパルス信号を設定することで、噴射開始時期、噴射量および噴射段数を制御（以下、噴射制御）する。上記噴射段数とは、先述した多段噴射に係る噴射回数のことである。具体的には、上記目標値に対応するパルス信号のオン時間（つまり通電時間）およびパルスオン立ち上がり時期（以下、通電開始時期）を、マップ上に予め記憶させておく。そして、目標値に対応する通電時間および通電開始時期をマップから取得してパルス信号を設定する。

また、噴射により得られた出力トルクや、ＮＯｘ量およびＰＭ量等のエミッション状態値を記憶しておく。そして、次回以降の噴射において、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき目標値を設定するにあたり、上述の如く記憶された値に基づき、目標値を補正する。要するに、実際の出力トルクやエミッション状態値と、所望する出力トルクやエミッション状態値との偏差をゼロにするよう、目標値を補正してフィードバック制御する。

燃圧制御部８４は、燃料ポンプ１５ｐに吸入される燃料の流量を制御する調量弁の作動を制御する。具体的には、レール圧センサ２３で検出された実レール圧と目標圧力Ｐｔｒｇ（つまり目標値）との偏差に基づき、調量弁の作動をフィードバック制御する。その結果、燃料ポンプ１５ｐによる単位時間当りの吐出量が制御され、実レール圧が目標値となるように制御（つまり燃圧制御）される。

ＥＧＲ制御部８５は、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき、ＥＧＲ量の目標値を設定する。そして、この目標値に基づき、ＥＧＲバルブ１７ａのバルブ開度を制御（つまりＥＧＲ制御）してＥＧＲ量を制御する。過給圧制御部８６は、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき、過給圧の目標値を設定する。そして、この目標値に基づき、過給調圧機器２６の作動を制御（つまり過給圧制御）して過給圧を制御する。インマニ温度制御部８７は、外気温度、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき、インマニ温度の目標値を設定する。そして、この目標値に基づき、調温バルブ１７ｄのバルブ開度を制御（つまりインマニ温度制御）してインマニ温度を制御する。

ここで、マイコン８０ａは、噴射制御部８３として機能することで、メイン噴射についての制御を行うメイン制御処理を実行する。ここでは、メイン制御処理について図７のフローチャートを参照しつつ説明する。この処理は、内燃機関１０の運転期間中、所定周期で繰返し実行される。

先ず、図７のステップＳ１０１において、混合割合推定部８２により推定された混合割合（以下、実混合割合）を取得する。つまり、図３の左辺に示す分子構造種の各々についての混合割合を取得する。一方、分子構造種の各々に対する混合割合の基準値（以下、基準混合割合）が、予め設定されてメモリ８０ｂに記憶されている。これらの基準混合割合は、車両の使用が装置される国や地域で流通している燃料を鑑みて設定されている。なお、ステップＳ１０１が混合取得部に対応する。続くステップＳ１０２では、基準混合割合をメモリ８０ｂから読み込んで取得する。

ステップＳ１０３では、メイン噴射についての噴射条件を取得する。噴射条件としては、コモンレール１５ｃ内の燃料圧力であるレール圧や、噴射量の目標値である目標噴射量、燃料噴射弁１５への通電期間、燃料噴射弁１５のニードルリフト量などが挙げられる。なお、レール圧は、燃焼条件の噴射圧力である。

ステップＳ１０４では、メイン噴射が行われる場合の筒内環境条件を取得する。筒内環境条件としては、燃焼室１１ａの温度である筒内温度や、燃焼室１１ａの酸素濃度である筒内酸素濃度、燃焼室１１ａでの混合気の流速である筒内流速、混合気等の気流の向きなどが挙げられる。筒内環境条件のうち筒内流速や気流の向きを、燃焼室１１ａにおける気流の状態と称することもできる。なお、筒内温度は、燃焼条件にも含まれている。また、筒内酸素濃度は、燃焼条件に含まれている吸気酸素濃度に基づいて取得される。さらに、ステップＳ１０４が気流取得部に対応する。

ステップＳ１０５では、メイン推定処理を行う。メイン推定処理については、図８のフローチャートを参照しつつ説明する。ここで、メイン噴射による燃料の燃焼をメイン燃焼と称し、その状態をメイン燃焼状態と称する。この場合、燃料の性状（例えばセタン価）が同一の燃料であっても、その燃料に含まれている分子構造種の混合割合が異なれば、メイン燃焼状態が異なってくる。

図８において、ステップＳ２０１〜Ｓ２０４では、ステップＳ１０１にて取得した分子構造種の実混合割合に基づいて、メイン噴射の噴射状態を推定する。メイン噴射の噴射状態を示す噴射パラメータとしては、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態の４つが挙げられる。ここで、基準混合割合を有する基準燃料については、メイン噴射に関して筒内環境に応じた各噴射パラメータの値が試験等によりあらかじめ取得されており、これら取得データが基準データとしてメモリ８０ｂに記憶されている。そして、実混合割合を有する実燃料については、メイン噴射に関して基準データと比較することで各噴射パラメータの値を推定する。

ステップＳ２０１では、実混合割合に基づいて、メイン噴射の噴射量を推定する。ここでは、図９に示すように、実混合割合に基づいて、燃料の一般性状のうち動粘度及び密度を推定し、これら動粘度及び密度と噴射条件の噴射圧力及び噴射期間とに対して所定の関数ｆ１（）を用いることで、噴射量を推定する。この場合、動粘度や密度は、化学的な影響を受ける燃料特性の一部であり、噴射圧力や噴射期間は、物理的な影響を受ける使用条件や環境条件の一部である。なお、噴射量を推定する場合、関数ｆ１（）に代えて、重回帰モデル等の推定モデルやマップなどを用いてもよい。また、噴射期間として、パルスオン期間Ｔｑを用いてもよい。なお、ステップＳ２０１が噴射量推定部に対応する。

ステップＳ２０２では、実混合割合に基づいて、燃料の低位発熱量を推定する。ここでは、図１０に示すように、実混合割合に基づいて、燃料の平均炭素数及び平均水素数を推定し、これら平均炭素数及び平均水素数に対して所定の関数ｆ２（）を用いることで、低位発熱量を推定する。この場合、平均炭素数及び平均水素数は、化学的な影響を受ける燃料特性により定められるものである。なお、低位発熱量を推定する場合、関数ｆ２（）に代えて、推定モデルやマップなどを用いてもよい。なお、ステップＳ２０２が発熱量推定部に対応する。

ステップＳ２０３では、実混合割合に基づいて、メイン噴射による燃料のペネトレーションを推定する。ペネトレーションは、燃料噴射弁１５から噴射された燃料が燃焼室１１ａを直進する力を示す貫徹力である。噴射された燃料については、燃焼室１１ａでの蒸発量が多いほどペネトレーションが低下しやすい。そこで、複数の蒸留性状に基づいて燃料の揮発性を推定することで、その燃料のペネトレーションを推定する。なお、ステップＳ２０３が貫徹力推定部に対応する。

図１１に示すように、基準混合割合を有する基準燃料と、実混合割合を有する実燃料とを比較した場合、５０％が蒸発する蒸留性状Ｔ５０が基準燃料と実燃料とで同じであったとしても、蒸留性状Ｔ１０，Ｔ９０が基準燃料と実燃料とで異なることがある。この場合、複数の蒸留性状に基づいて燃料のペネトレーションを推定することで、その推定精度が高められる。

噴射されることで燃焼室１１ａにおいて拡散した燃料については、粒子の質量が大きいほど運動量が大きくなり、ペネトレーションが大きくなりやすい。この場合、動粘度が大きくて微粒子化しにくい燃料ほど密度が大きくなり、粒子の質量が大きくなりやすい。また、揮発性が高いほど粒子は質量を失い、運動量が小さくなる。例えば、蒸留性状の初留点〜Ｔ５０までの温度が低い燃料は、比較的気化しやすく、ペネトレーションが小さくなりやすい。

上記ステップＳ２０３では、図１２に示すように、密度、動粘度及び複数の蒸留性状を含む燃料特性と、筒内温度及び筒内流速を含む筒内環境と、ステップＳ２０１にて推定した噴射量と、に基づいてペネトレーションを推定する。ペネトレーションは、筒内環境条件や噴射条件によって左右されるものであり、図１３に示すような数式によっても推定可能になっている。この数式においては、筒内環境条件や噴射条件に応じたペネトレーションＰ１，Ｐ２，Ｐ３…が、あらかじめ定められた定数ｂ及び動粘度等の燃料特性に基づいて推定される。定数ｂは、例えばｂ00…ｂXYという数値を有する行列になっている。

なお、蒸留性状は、燃料に含まれた実混合割合に基づいて推定される。このため、燃料特性には、密度、動粘度及び蒸留性状といった一般性状に加えて、実混合割合の要素も含まれていることになる。

図８に戻り、ステップＳ２０４では、実混合割合に基づいて、メイン噴射による噴射される燃料の拡散状態を推定する。拡散状態は、噴射された燃料がどの程度拡散するのかを示す拡散度合いである。噴射された燃料については、燃焼室１１ａでの蒸発量が多いほど拡散しやすい。そこで、ペネトレーションと同様に、複数の蒸留性状に基づいて燃焼の揮発性を推定することで、その燃料の拡散状態を推定する。なお、ステップＳ２０４が拡散推定部に対応する。

このステップＳ２０４では、図１４に示すように、密度、動粘度及び複数の蒸留性状を含む燃料特性と、筒内温度及び筒内流速を含む筒内環境と、ステップＳ２０１にて推定した噴射量と、に基づいて拡散状態を推定する。拡散状態は、筒内環境条件や噴射条件によって左右されるものであり、図１５に示すような数式によっても推定可能になっている。この数式においては、筒内環境条件や噴射条件に応じた拡散状態Ｄ１，Ｄ２，Ｄ３…が、あらかじめ定められた定数ｃ及び動粘度等の燃料特性に基づいて推定される。定数ｃは、例えばｃ00…ｃXYという数値を有する行列になっている。

なお、拡散状態は、噴霧の運動量理論を示す周知の数式を用いて算出することも可能になっている。

ステップＳ２０５，Ｓ２０６では、ステップＳ２０１〜Ｓ２０４にて推定した各噴射パラメータを用いて、メイン燃焼状態を推定する。この燃焼状態を示す燃焼パラメータとしては、燃焼量、燃焼領域の２つが挙げられる。ここで、基準燃料については、メイン噴射に関して筒内環境に応じた各燃焼パラメータの値が試験等によりあらかじめ取得されており、噴射パラメータと同様に、これら取得データが基準データとしてメモリ８０ｂに記憶されている。そして、実燃料については、メイン噴射に関して基準データと比較することで各燃焼パラメータの値を推定する。

ステップＳ２０５では、メイン噴射による燃焼量を推定する。燃焼量の推定には、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態の４つの噴射パラメータの全てを用いる。例えば、燃焼量は、図１６に示す数式を用いて算出される。この数式においては、Ｑburnが燃焼量、αが燃焼率、ρ×ＱinjがステップＳ２０１にて推定した噴射量、ＡがステップＳ２０２にて推定した低位発熱量である。図１７に示すように、燃焼率αは、ステップＳ２０３にて推定したペネトレーションと、ステップＳ２０４にて推定した拡散状態と、に対して所定の関数ｆ３（）を用いることで推定される。なお、メイン噴射の噴霧体積も、ペネトレーション及び拡散状態を用いて推定される。また、ステップＳ２０５が燃焼量推定部に対応する。また、メイン燃焼の燃焼量をメイン燃焼量と称する。

ステップＳ２０６では、メイン噴射による燃焼領域を推定する。燃焼領域は、燃料による燃焼が発生した位置や範囲であり、燃焼領域の推定には、４つの噴射パラメータのうち噴射量、ペネトレーション及び拡散状態の３つを用いる。例えば、噴射量、ペネトレーション及び拡散状態に対して所定の関数やマップ、モデルなどを用いることで燃焼領域を推定する。なお、ステップＳ２０６が領域推定部に対応する。また、メイン燃焼の燃焼領域をメイン燃焼領域と称する。

また、このステップＳ２０６では、３つの噴射パラメータに加えて筒内環境条件に基づいて、燃焼領域を推定する。ここで、メイン噴射のペネトレーションや拡散状態は、筒内環境条件のうち特に気流の状態から影響を受けやすく、これらペネトレーションや拡散状態が影響を受けるということは、燃焼領域も燃焼室１１ａの気流の状態から影響を受けやすいことになる。

ステップＳ２０７では、メイン噴射により発生するメイン噴霧体Ｆの総体積を算出する。ここで、メイン噴射により噴射された燃料が霧状に拡散した場合に、その拡散領域をメイン噴霧体Ｆと称する。メイン噴射が行われるタイミングにおいては、筒内温度が十分に高くなっていることに起因して着火遅れが生じにくくなっている。この場合、メイン噴霧体のほぼ全体がメイン燃焼の燃焼領域を形成することになり、この燃焼領域を推定することがメイン噴霧体Ｆの体積や位置を推定することになる。なお、ステップＳ２０７が総推定部に対応する。

図１８に示すように、ピストン１３の上端面１３ａには、凹部としてのキャビティ１３ｂが設けられている。燃焼室１１ａは、キャビティ１３ｂの内部空間を含んで形成されており、燃料噴射弁１５は、ピストン１３の幅方向において中心位置に配置されている。燃焼室１１ａの内周面は、キャビティ１３ｂの内周面や、ピストン１３の上端面１３ａ、シリンダの内周面などにより形成されている。

燃料噴射弁１５から噴射された燃料は、燃料噴射弁１５の噴孔の中心軸である噴射軸線Ｎに沿って進む。この場合、メイン噴霧体Ｆは噴射軸線Ｎに沿って延びた状態になる。メイン噴射が行われるタイミングでは、噴射軸線Ｎがキャビティ１３ｂの内周面に交差した状態になっており、メイン噴霧体Ｆはキャビティ１３ｂの内周面に向かって進むことになる。メイン噴射が行われた直後は、図１８に実線で示すように、メイン噴霧体Ｆがまだキャビティ１３ｂの内周面に到達していないが、その後、メイン噴霧体Ｆがキャビティ１３ｂの内周面に到達する。

ここで、キャビティ１３ｂが存在しない場合を想定すると、メイン噴霧体Ｆは、図１８に二点鎖線で示すように、キャビティ１３ｂの内周面よりも遠くまで延びることになる。この場合のメイン噴霧体Ｆを総噴霧体Ｆａと称すれば、この総噴霧体Ｆａの長さ寸法Ｌ１は、噴射軸線Ｎ上での噴孔とキャビティ１３ｂの内周面との離間距離Ｌ２より大きくなっている。図１９に示すように、この場合の総噴霧体Ｆａの体積が総体積Ｖａになっており、図８のステップＳ２０７では、この総体積Ｖａを算出する。

図８に戻り、ステップＳ２０８では、総噴霧体Ｆａの総体積Ｖａのうち到達体積Ｖｉを算出する。図１９に示すように、総噴霧体Ｆａの総体積Ｖａには、メイン噴射の燃料がキャビティ１３ｂの内周面に到達することで消失した到達体積Ｖｉと、キャビティ１３ｂの内周面に到達せずに燃焼室１１ａ内に存在する実体積Ｖｊとが含まれている。本ステップＳ２０８では、実体積Ｖｊを算出し、総体積Ｖａと実体積Ｖｊとの差を到達体積Ｖｉとして算出する。なお、ステップＳ２０８が到達体積推定部に対応する。

ステップＳ２０９では、総体積Ｖａと到達体積Ｖｉとの比を到達比として算出する。ここでは、総体積Ｖａに対する到達体積Ｖｉの割合を到達比とする。

ステップＳ２１０では、ステップＳ２０５にて推定したメイン燃焼量、及びステップＳ２０９にて推定した到達比を用いて到達燃焼量を算出する。メイン燃焼量のうち、メイン噴射によりキャビティ１３ｂの内周面に付与された燃焼量を到達燃焼量としている。ここでは、下記の数式（１）を用いて到達燃焼量を算出する。数式（１）においては、Ｑｉが到達燃焼量であり、Ｑinjが上述したようにメイン燃焼量である。なお、ステップＳ２１０が到達燃焼推定部に対応する。

Ｑｉ＝Ｑinj×Ｖｉ／Ｖａ…（１）
メイン燃焼量Ｑinj及び総体積Ｖａが実混合割合に依存していることに起因して、噴射条件や筒内環境条件が同一であったとしても、燃料ごとに到達燃焼量Ｑｉが異なる可能性が高い。例えば、図２０に示すように、基準燃料については、メイン燃焼量Ｑinj及び総体積Ｖａの両方が適正な値になり、図２１に示すように、到達燃焼量Ｑｉも適正範囲に含まれるようになっている。

これに対して、図２０に示すように、メイン燃焼量Ｑinj及び総体積Ｖａの両方が比較的大きい燃料Ａ１については、到達燃焼量Ｑｉが大きくなりやすい。また、メイン燃焼量Ｑinjが比較的大きく且つ総体積Ｖａが比較的小さい燃料Ａ２と、メイン燃焼量Ｑinjが比較的小さく且つ総体積Ｖａが比較的大きい燃料Ａ３とでは、一方が他方よりも到達燃焼量Ｑｉが大きくなるとは限らない。また、これら燃料Ａ２，Ａ３で到達燃焼量Ｑｉがほぼ同じ値になることもある。

ただし、図２１に示すように、メイン燃焼量Ｑinj及び総体積Ｖａが大きいことで、燃料Ａ１の到達燃焼量Ｑｉが適正範囲を超えた場合には、燃焼室１１ａの内周面に付与される熱量が大き過ぎることになる。燃料Ａ１については、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１２、ピストン１３等を冷却する冷却水に熱が逃げる冷却損失が過剰に大きくなり、内燃機関１０の燃費が低下しやすい。その一方で、燃料Ａ１の拡散度合いが大きいことで、スモークの発生量は低減しやすい。

また、メイン燃焼量Ｑinjが十分に大きくても総体積Ｖａが小さ過ぎることで、燃料Ａ２の到達燃焼量Ｑｉが適正範囲に達しない場合には、燃焼室１１ａの内周面に付与される熱量が小さく、冷却損失を非常に小さい値に抑えることができる。その一方で、燃料Ａ２の拡散度合いが小さいことで、スモークの発生量が増加しやすい。

到達燃焼量については、その全てが冷却損失として燃焼室１１ａの外部に逃げるのではなく、到達燃焼量が燃焼室１１ａの内周面に加えた熱のうち燃焼室１１ａ内に放出される熱は、ピストン１３を動作させるためのエネルギーとして使われることになる。この場合、到達燃焼量のうち冷却損失として失われる燃焼量は、噴射条件や筒内環境条件、冷却水温度などに応じて変化するものであり、到達燃焼量を冷却損失を推定するための指標として冷却指標と称することができる。

図８に戻り、ステップＳ２１１では、メイン燃焼後に存在するスモーク量を推定する。スモーク量の推定には、メイン噴射の噴射量や低位発熱量、ペネトレーション、拡散状態、メイン燃焼の燃焼領域を用いる。例えば、メイン燃焼領域に対して所定の関数やマップ、モデルなどを用いることで燃焼領域を推定する。ここで、スモーク量は、メイン燃焼での空気の利用率によって変化するものであり、燃焼領域はメイン燃焼での空気の利用率に影響するものである。例えば、メイン噴射の燃料が適正に噴霧された場合には空気の利用率も適正になり、スモーク量が増加しにくい。これに対して、燃料が拡散しにくく噴霧が適正でない場合には、空気の利用率が低下し、スモーク量が増加しやすくなる。したがって、メイン燃焼の燃焼領域に基づいてスモーク量を推定することが可能である。

図７に戻り、メイン推定処理の後、ステップＳ１０６に進み、到達燃焼量が適正であるか否かを判定する。ここで、基準燃料について、筒内環境に応じた到達燃焼量のデータが試験等によりあらかじめ取得されており、このデータがメモリ８０ｂに記憶されている。ここでは、メモリ８０ｂから基準燃料の到達燃焼量を読み込み、この基準燃料の到達燃焼量と実燃料の到達燃焼量との「ずれ」を差分として算出し、この差分があらかじめ定められた基準量より小さいか否かを判定する。この場合の差分は、基準燃料の到達燃焼量と実燃料の到達燃焼量との差の絶対値である。差分が基準量より小さくない場合、到達燃焼量が適正でないとして、ステップＳ１０７に進む。

ステップＳ１０７では、内燃機関１０の運転状態が低負荷状態であるか否かを判定する。ここで、低負荷においては、パイロット噴射やメイン噴射に対する着火遅れが大きく、これら噴射での燃料の噴射量も少ないことに起因して、スモーク量が問題にならないほどに小さいと想定される。一方、高負荷においては、燃焼室１１ａの気流の流れが速くなっていることに起因して、燃料の燃焼に伴って生じた燃焼ガスが空気を取り込みやすくなっている。この場合、燃焼ガスの再酸化が生じることでスモークの発生量が低減しやすくなるが、また、気流に乗って燃焼ガスが燃焼室１１ａの内周面に沿って移動することで、その内周面に燃焼ガスから加えられる熱が多くなると、筒内圧が低下しやすくなる。この結果、内燃機関１０の仕事量が減少して、燃費が悪化してしまう。

内燃機関１０が低負荷状態である場合、ステップＳ１０８に進み、実燃料の到達燃焼量が基準燃料の到達燃焼量より大きいか否かを判定する。実燃料の到達燃焼量が基準燃料の到達燃焼量より大きい場合、ステップＳ１０９に進む。

ステップＳ１０９では、到達燃焼量の差分が基準量より小さくなるように、実燃料の到達燃焼量を低減させる低減処理を行う。低減処理としては、噴射量を低減させる処理や、メイン噴射の噴射段数を増加させる処理、噴射圧を低下させる処理、噴射時期をピストン１３の上死点ＴＤＣ側にずらす処理が挙げられる。

到達燃焼量の低減処理においては、到達燃焼量を低減させるための各種目標値を実混合割合に基づいて設定する。この場合、まず暫定目標値を算出し、この暫定目標値を実混合割合を用いて補正することで目標値を算出する。例えば、噴射量を低減させる処理においては、到達燃焼量の差分が基準燃焼量より小さくなるように噴射量の暫定目標値を算出し、この暫定目標値を実混合割合を用いて補正する。これにより、噴射量を低減させる処理を行ったにもかかわらず、実混合割合に起因して噴射量が不足しているということが抑制される。

実燃料の到達燃焼量が基準燃料の到達燃焼量より大きくない場合、スモークの発生量が十分に小さく、実燃料の到達燃焼量を大きくする必要がないとして、そのまま本メイン噴射制御処理を終了する。

ステップＳ１０７にて内燃機関１０が低負荷状態でない場合、すなわち、内燃機関１０が中負荷状態又は高負荷状態である場合、ステップＳ１１０に進み、到達燃焼量の差分が基準量より小さくなるように、燃焼到達量の調整処理を行う。中負荷状態や高負荷状態においては、スモークの発生量と冷却損失とがトレードオフの関係にあるため、スモークの発生量及び冷却損失の両方が許容範囲に含まれるように、燃焼到達量を調整する必要がある。

燃焼到達量の調整処理では、実燃料の到達燃焼量を増加させる増加処理や、上述したような低減処理を行う。増加処理としては、噴射量を増加させる処理や、メイン噴射の噴射段数を減少させる処理、噴射圧を低減させる処理、噴射時期をピストン１３の下死点ＢＤＣ側にずらす処理が挙げられる。増加処理においては、低減処理と同様に、到達燃焼量を増加させるための各種目標値を実混合割合に基づいて設定する。

なお、ステップＳ１０９，Ｓ１１０が燃焼制御部に対応する。

ここで、１燃焼サイクルにおいては、筒内温度の上昇中に行われるパイロット噴射、メイン噴射、アフター噴射、筒内温度の低下中に行われるポスト噴射が、この順番で行われる。筒内酸素濃度は、パイロット噴射が行われるタイミングが最も大きく、メイン噴射、アフター噴射の順で小さくなり、ポスト噴射が行われるタイミングが最も小さくなる。

筒内温度は、吸気開始後のパイロット噴射が行われるタイミングが最も低い低温であり、メイン噴射及びアフター噴射が行われるタイミングで十分に高い高温に上昇する。その後、筒内温度は、ピストンの膨張行程においてシリンダ容積の増加に伴って低下するが、ポスト噴射が行われるタイミングではパイロット噴射が行われるタイミングよりも高い中温になっている。燃焼室１１ａにおいては、例えば低温域を９００Ｋ以下とし、中温域を９００Ｋ〜１１００Ｋとし、高温域が１１００Ｋ以上とする。

１燃焼サイクルにおいては、燃料の噴射に伴ってＯＨラジカルが発生することで、ケトンやアルデヒド等の燃焼性分子の酸化により化学的な燃焼が開始される。ＯＨラジカルを発生させる反応としては、不活性ＨＯ_２ラジカルとアルケンから生成された過酸化水素Ｈ_２Ｏ_２がＯＨラジカルに分解される分解反応と、炭化水素に酸素が付与され、燃焼性分子が生成される過程でＯＨラジカルの生成及び消費を繰り返す連鎖分岐反応とが挙げられる。連鎖分岐反応については、ＯＨラジカルの生成量と消費量とがほぼ同じであり、ＯＨラジカルに寄与する成分を推定することは、燃焼性分子の生成量を推定することと同義である。

燃料の各分子構造種には、連鎖分岐反応の過程でＯＨラジカルを生成しやすい生成分子と、ＯＨラジカルを生成しにくいインヒビター分子とが含まれている。生成分子としては直鎖パラフィン類があり、インヒビター分子としては芳香族類がある。燃料においては、連鎖分岐反応だけでなくどの場合でも、生成分子とインヒビター分子との密度分布に応じて着火のしやすさが異なる。ただし、高温域においてＨ_２Ｏ_２の分解が過剰の場合は、ＯＨラジカルの生成状態と噴霧内外の流体的な乱れとに応じて着火時期が変化する。生成分子とインヒビター分子との密度分布は、連鎖分岐反応により生成されるＯＨラジカル分布の時系列に沿った発生位置に影響を与えるものであり、連鎖分岐反応の発生態様は燃料成分に相関しているといえる。

燃料の噴射に伴う着火の生じやすさは、その時の筒内温度がどの温度域にあるのかによって変わる。図２２に示すように、筒内温度が９００Ｋ以下の低温域においては、Ｈ_２Ｏ_２が分解されにくく、Ｈ_２Ｏ_２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が非常に少ない。その一方で、燃料成分のうち、分子内異性化により水素を引き抜き歪エネルギーの小さい構造を持つことができる成分による連鎖分岐反応が発生しやすく、この連鎖分岐反応に関わるＯＨラジカルの生成量が比較的多くなっている。この場合、生成分子が数多く存在していることで連鎖分岐反応が発生しやすく、Ｈ_２Ｏ_２の分解反応は発生しにくい。

これに対して、発明者らは、パイロット噴射が行われる温度域である低温域では、燃料成分に対する着火時期の依存度が高いという知見を得た。この場合、実混合割合によっては、高温時のＨ_２Ｏ_２分解に伴うＯＨラジカル生成とβ開裂により炭素数が１〜３個（Ｃ１〜Ｃ３）のケトンやアルデヒド等の燃焼性分子に強制的に分解されて着火が行われる場合に比べて、着火遅れが生じやすくなる。

低温域から筒内温度が高くなるにつれて、連鎖分岐反応によるＯＨラジカルの生成量が徐々に減少するとともに、Ｈ_２Ｏ_２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が急激に増加する。

例えば、筒内温度が９００Ｋ〜１１００Ｋの中温域においては、Ｈ_２Ｏ_２が分解しやすくなっているものの、Ｈ_２Ｏ_２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が温度上昇に伴っても急増はしていない。この場合、燃料成分による連鎖分岐反応によって生成するＯＨラジカルに比べ、Ｈ_２Ｏ_２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が多くなる。そして、連鎖分岐反応が起こる歪エネルギーの小さい構造を形成する前に炭素数１〜３個の構造を持つ分子が増加し、連鎖分岐反応は徐々に減少する。

これに対して、発明者らは、ポスト噴射が行われる温度域である中温域での着火時期について、連鎖分岐反応を起こす燃料成分としての生成分子に依存する着火遅れと、生成分子等の燃料成分に感度を持たないＨ_２Ｏ_２の分解反応による着火遅れとを考慮する必要がある、という知見を得た。このため、中温域においては、燃料成分に対する着火時期の依存度がパイロット噴射の行われる低温域に比べて低く、実混合割合によっては、ポスト噴射の方がパイロット噴射に比べて着火遅れが生じにくくなる。

また、筒内温度が１１００Ｋ以上の高温域においては、Ｈ_２Ｏ_２が分解しやすく、Ｈ_２Ｏ_２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が温度上昇に伴って急激に増加している。その一方で、燃料成分による連鎖分岐反応を起こす分子が減少し、連鎖分岐反応によるＯＨラジカルの生成量が非常に少なくなっている。これに対して、発明者らは、メイン噴射やアフター噴射が行われる温度域である高温域では、着火時期が燃料の化学的な燃焼に影響されることがほぼない、という知見を得た。このため、実混合割合によっては、メイン噴射やアフター噴射の方がポスト噴射に比べて着火遅れが生じにくくなる。

ここまで説明した第１実施形態の作用効果を、以下に説明する。

第１実施形態によれば、メイン燃焼のメイン燃焼量及び燃焼領域の両方が実混合割合に基づいて推定されるため、到達燃焼量の推定精度が高められる。この場合、到達燃焼量が燃焼室１１ａの内周面に付与した熱は、内燃機関１０の出力に寄与する熱や、冷却損失として失われる熱になることに起因して、冷却損失の推定精度も高められることになる。実燃料に含まれた分子構造種が異なっていたり分子構造種の混合割合が異なっていたりしても、メイン噴射により生じる冷却損失を適正に管理することができる。

第１実施形態によれば、メイン燃焼量及び燃焼領域に基づいて到達燃焼量が推定された後に、この到達燃焼量に基づいて冷却損失が管理されるため、メイン燃焼量及び燃焼領域から直接的に冷却損失が管理される構成に比べて、冷却損失の管理精度を向上できる。

第１実施形態によれば、メイン噴霧体Ｆについて、総体積Ｖａ及び到達体積Ｖｉを想定して到達燃焼量が算出されているため、これら総体積Ｖａ及び到達体積Ｖｉを用いることで、メイン燃焼量に対する到達燃焼量の割合の算出を簡易化できる。しかも、総体積Ｖａ及び到達体積Ｖｉを、実混合割合を用いて推定された燃焼領域とみなしているため、これら総体積Ｖａ及び到達体積Ｖｉの算出精度が実混合割合によって高められている。この結果、到達燃焼量の算出精度を高めた構成を実現できる。

第１実施形態によれば、燃焼領域の推定に燃焼室１１ａの気流の状態が用いられているため、到達燃焼量にも燃焼室１１ａの気流の状態が反映されている。このため、メイン噴霧体Ｆの総体積Ｖａや到達体積Ｖｉが燃焼室１１ａの気流により増減したとしても、その増減をふまえて冷却損失を管理することができる。

第１実施形態によれば、メイン噴射について、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態という４つの噴射パラメータを用いてメイン燃焼の燃焼状態が推定されている。この場合、例えば、実混合割合に対して関数やマップ、モデルを用いてメイン燃焼状態が直接的に推定される構成に比べて、関数やマップ、モデルに関する推定結果の依存度を低くすることや、関数やマップ、モデルの作成難易度を下げることが可能になる。このため、メイン燃焼状態の推定精度を高めることができる。

第１実施形態によれば、燃焼到達量の調整処理が実混合割合に基づいて行われるため、これら調整処理を行ったにもかかわらず燃焼到達量のずれが基準量より小さくならない、という事態の発生を抑制できる。このため、実混合割合を用いることで燃焼量や燃焼領域の推定精度を高めた構成において、高い推定精度を燃焼システムの制御に有効に活用できる。

（第２実施形態）
上記第１実施形態では、メイン噴霧体の総体積Ｖａや到達体積Ｖｉが、燃焼パラメータとしての燃焼領域に基づいて算出されたが、第２実施形態では、これら総体積Ｖａや到達体積Ｖｉが、噴射パラメータとしてのペネトレーションに基づいて算出される。ここでは、本実施形態のメイン制御処理について図２３のフローチャートを参照しつつ説明する。

図２３において、ステップＳ３０１，Ｓ３０２では、上記第１実施形態のステップＳ２０２，２０３と同じ処理を行う。なお、ステップＳ３０１が発熱量推定部に対応し、ステップＳ３０２が燃焼量推定部に対応する。

ステップＳ３０３では、ステップＳ３０２にて推定したペネトレーションに基づいて、メイン噴霧体Ｆの総体積Ｖａを算出する。ここで、ペネトレーションを実混合割合に基づいて推定しているため、総体積Ｖａの算出にも実混合割合を間接的に用いていることになる。基準燃料については、ペネトレーションに応じた総体積Ｖａの値が試験等により噴射条件や筒内環境条件ごとにあらかじめ取得されており、これら取得データがメモリ８０ｂに記憶されている。ここでは、実燃料のペネトレーションと基準燃料のペネトレーションとを比較し、基準燃料についての総体積Ｖａを基準として実燃料についての総体積Ｖａを算出する。

ステップＳ３０４，Ｓ３０５では、上記第１実施形態のステップＳ２０８，Ｓ２０９と同じ処理を行う。ステップＳ３０３にて算出した総体積Ｖａを用いることで、上記第１実施形態と同じ手順で到達体積Ｖｉ及び体積比を算出することが可能になる。

ステップＳ３０６では、低位発熱量及びペネトレーションに基づいて、メイン噴射の燃料による熱発生率を推定する。熱発生率は、単位時間当たりに発生する熱量であり、メイン噴射により噴射された燃料の燃焼開始から燃焼終了までの熱発生率を積分することでメイン燃焼量を算出できる。

ステップＳ３０７では、熱発生率を用いて到達燃焼量を算出する。図２４の下図に示すように、メイン噴霧体Ｆが燃焼室１１ａの内周面を越えて進むことを想定した場合に、このメイン噴霧体Ｆの長さ寸法がＬ２に達したタイミングｔａにて、メイン噴霧体Ｆの先端部が燃焼室１１ａの内周面に到達する。図２４の上図に示すように、タイミングｔａでは既にメイン噴射による燃料の燃焼が発生しており、この燃焼はタイミングｔｂにて終了する。ここで、タイミングｔａとタイミングｔｂとの間の期間を燃焼期間Ｔａｂと称し、この燃焼期間Ｔａｂでの熱発生率をｄＱｉと称すれば、この熱発生率ｄＱｉを燃焼期間Ｔａｂについて積算することで、燃焼期間Ｔａｂでの燃焼量Ｑａｂを算出できる。そして、この燃焼量Ｑａｂ及び体積比に基づいて、到達燃焼量Ｑｉを算出する。

また、熱発生率ｄＱｉを用いた場合、図２５に示す数式（２）を用いて到達燃焼量Ｑｉを算出可能になっている。数式（２）においては、都度の熱発生率ｄＱｉを用いて到達燃焼量Ｑｉを算出している点が、上記第１実施形態の数式（１）との相違点になっている。

図２４においては、上記第１実施形態の説明にも用いた燃料Ａ１について、メイン噴霧体Ｆの長さ寸法及び熱発生率の各時間変化を図示している。図２４では、基準燃料と比較して、燃料Ａ１がメイン噴霧体の長さ寸法及び熱発生率の両方が大きくなりやすい燃料であることが図示されている。この場合、燃料Ａ１は、低位発熱量及びペネトレーションが基準燃料に比べて大きくなりやすいと言える。

第２実施形態によれば、到達燃焼量の推定に低位発熱量及びペネトレーションが用いられるため、到達燃焼量の推定期間を任意に設定することが可能になっている。この場合、メイン燃焼量のうち、メイン噴霧体が燃焼室１１ａの内周面に到達する前の期間にて発生した燃焼量を除いて到達燃焼量を推定することが可能であるため、到達燃焼量の推定精度を高めることができる。しかも、上記第１実施形態と同様に、低位発熱量及びペネトレーションが実混合割合に基づいて推定されているため、到達燃焼量の推定に用いられる低位発熱量及びペネトレーションの推定精度も適正に確保されている。

（他の実施形態）
以上、発明の好ましい実施形態について説明したが、発明は上述した実施形態に何ら制限されることなく、以下に例示するように種々変形して実施することが可能である。各実施形態で具体的に組合せが可能であることを明示している部分同士の組合せばかりではなく、特に組合せに支障が生じなければ、明示してなくとも実施形態同士を部分的に組み合せることも可能である。

変形例１として、混合割合推定部８２が、複数の燃焼特性値に基づき分子構造種の混合割合を推定するのではなく、燃料の一般性状をセンサで検出し、その検出結果に基づき上記混合割合を推定してもよい。上記一般性状の具体例としては、燃料の密度、動粘度、蒸留温度等が挙げられる。

また、混合割合推定部８２による推定結果と、上記センサの検出結果の両方に基づいて、上記混合割合を推定してもよい。例えば、推定結果及び検出結果のいずれか一方に基づいて推定された混合割合を、他方に基づいて補正すればよい。また、分子構造種に応じて異なる手法で推定してもよい。例えば、第１の分子構造種の混合割合については、混合割合推定部８２による推定結果に基づいて推定し、第２の分子構造種の混合割合については、上記センサの検出結果に基づいて推定する。

変形例２として、燃料に含まれた分子構造種の混合割合を推定するのではなく、燃料に含まれている水素や炭素、硫黄、窒素、酸素といった成分の混合割合を推定してもよい。例えば、平均炭素数や平均水素数、水素数と炭素数との比であるＨＣ比などが、水素や炭素についての混合割合として挙げられる。この構成では、各種成分の混合割合に基づいて、噴射量等の噴射パラメータや燃焼量等の燃焼パラメータが推定される。この場合、実燃料に含まれた成分が異なっていたり成分の混合割合が異なっていたりしても、今回のメイン噴射による燃焼状態を適正に推定できる。なお、平均炭素数等の燃料成分を中間パラメータと称することもできる。

変形例３として、ステップＳ１０９の低減処理やステップＳ１１０の調整処理が、実混合割合に基づいて行われるのではなく、実混合割合に関係なく行われてもよい。例えば、上記第１実施形態において、ステップＳ１０５にて実混合割合に基づいて到達燃焼量が推定された後、ステップＳ１０９，Ｓ１１０において、到達燃焼量を調整するために目標噴射量等が実混合割合に関係なく設定される構成とする。

変形例４として、上記第１実施形態において、メイン噴射について、燃焼量等の燃焼パラメータを、噴射量等の４つの噴射パラメータの少なくとも１つを用いて推定してもよい。例えば、燃焼領域をペネトレーションだけを用いて推定する。この場合でも、４つの噴射パラメータが互いに相関関係にあることに起因して、燃焼領域を推定する上である程度の推定精度を確保することができる。

変形例５として、メイン噴射について、低位発熱量を噴射パラメータとして用いるのではなく、高位発熱量を噴射パラメータとして用いてもよい。また、低位発熱量及び高位発熱量の両方を含んだ発熱量を噴射パラメータとして用いてもよい。

変形例６として、上記第２実施形態において、メイン噴霧体Ｆの総体積Ｖａを算出する場合に、ペネトレーションに代えて又は加えて、噴射量や低位発熱量、拡散状態といった噴射パラメータを用いてもよい。

変形例７として、実混合割合及び基準混合割合のそれぞれについて、噴射量等の噴射パラメータや燃焼量等の燃焼パラメータを個別に推定しなくてもよい。例えば、実混合割合と基準混合割合との差分を算出し、この差分に基づいて噴射パラメータや燃焼パラメータの差分を推定する。この場合、基準燃料の燃焼状態と実燃料の燃焼状態との「ずれ」を直接的に推定することになる。

変形例８として、上記第１実施形態において、燃焼量等の燃焼パラメータを噴射量等の噴射パラメータを用いずに推定してもよい。例えば、燃焼量を、噴射パラメータに基づいて推定するのではなく、筒内圧センサ２１の検出信号及び実混合割合に基づいて推定する。この場合でも、燃焼量の推定に燃料の実混合割合を反映させることができる。

変形例９として、到達体積Ｖｉや実体積Ｖｊを総体積Ｖａから算出するのではなく、到達体積Ｖｉや実体積Ｖｊを燃焼領域等の燃焼パラメータやペネトレーション等の噴射パラメータに基づいて、直接的に算出してもよい。

変形例１０として、燃料の一般性状を検出する性状センサが設けられていてもよい。例えば、燃料の動粘度や密度を検出する性状センサが燃料タンクやコモンレールに設けられた構成とする。この構成では、燃料の平均炭素数や平均水素数が、性状センサの検出結果に基づいて推定されてもよい。

変形例１１として、筒内温度は、温度検出素子２１ａにより検出されるのではなく、筒内圧センサ２１により検出された筒内圧に基づき推定してもよい。具体的には、筒内温度を、筒内圧力、シリンダ容積、シリンダ内のガス重量、ガス定数から演算して推定する。

変形例１２として、燃焼システムの推定装置及び制御装置としてのＥＣＵ８０が提供する手段および／または機能は、実体的な記憶媒体に記録されたソフトウェアおよびそれを実行するコンピュータ、ソフトウェアのみ、ハードウェアのみ、あるいはそれらの組合せによって提供することができる。例えば、燃焼システムの制御装置がハードウェアである回路によって提供される場合、それは多数の論理回路を含むデジタル回路、またはアナログ回路によって提供することができる。

１０…内燃機関、１１ａ…燃焼室、８０…ＥＣＵ（推定装置、制御装置）、Ｑｉ…到達燃焼量、Ｑinj…メイン燃焼量、Ｖａ…総体積、Ｖｉ…到達体積。

Claims (8)

1. 内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された推定装置（８０）であって、
   前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１）と、
   前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射されることで発生するメイン燃焼について、前記メイン燃焼による前記燃料のメイン燃焼量（Ｑinj）を、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定する燃焼量推定部（Ｓ２０５）と、
   前記燃焼室における前記メイン燃焼の燃焼領域を、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定する領域推定部（Ｓ２０６）と、
   を備えている燃焼システムの推定装置。
2. 前記メイン噴射により噴射された前記燃料のうち前記燃焼室の内周面に到達した到達燃料が発生させる到達燃焼量（Ｑｉ）を、前記メイン燃焼量及び前記燃焼領域に基づいて推定する到達燃焼推定部（Ｓ２１０）を備えている請求項１に記載の燃焼システムの推定装置。
3. 前記燃料の拡散が前記燃焼室の内部に制限されない状態を想定した場合に前記メイン噴射により噴射された前記燃料の拡散範囲の総体積（Ｖａ）を、前記燃焼領域に基づいて推定する総推定部（Ｓ２０７）と、
   前記総推定部により推定された前記総体積のうち、前記燃料が前記燃焼室の内周面に到達することで消失した到達体積（Ｖｉ）を、前記燃焼領域に基づいて推定する到達体積推定部（Ｓ２０８）と、
   を備え、
   前記到達燃焼推定部は、前記総体積及び前記到達体積に基づいて前記到達燃焼量を算出することで、前記燃焼領域に基づいて前記到達燃焼量を算出するものである請求項２に記載の燃焼システムの推定装置。
4. 前記メイン噴射が行われる場合について、前記燃焼室での気流の状態を取得する気流取得部（Ｓ１０４）を備え、
   前記到達燃焼推定部は、前記メイン燃焼量及び前記燃焼領域に加えて、前記気流取得部により取得された前記燃焼室の気流に基づいて、前記到達燃焼量を推定するものである請求項２又は３に記載の燃焼システムの推定装置。
5. 前記メイン噴射による噴射量を、前記混合割合に基づいて推定する噴射量推定部（Ｓ２０１）と、
   前記メイン燃焼における前記燃料の発熱量を、前記混合割合に基づいて推定する発熱量推定部（Ｓ２０２）と、
   前記メイン噴射による前記燃料の貫徹力を、前記混合割合に基づいて推定する貫徹力推定部（Ｓ２０３）と、
   前記メイン噴射による前記燃料の拡散状態を、前記混合割合に基づいて推定する拡散推定部（Ｓ２０４）と、
   の少なくとも１つを備え、
   前記燃焼量推定部及び前記領域推定部は、前記噴射量、前記発熱量、前記貫徹力及び前記拡散状態の少なくとも１つに基づいて、前記メイン燃焼量及び前記燃焼領域を推定する請求項１〜４のいずれか１つに記載の燃焼システムの推定装置。
6. 内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された推定装置（８０）であって、
   前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１）と、
   前記燃料を前記内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射するメイン噴射について、前記メイン噴射による前記燃料の発熱量を、前記混合割合に基づいて推定する発熱量推定部（Ｓ３０１）と、
   前記メイン噴射による前記燃料の貫徹力を、前記混合割合に基づいて推定する貫徹力推定部（Ｓ３０２）と、
   を備えている燃焼システムの推定装置。
7. 内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された制御装置（８０）であって、
   前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１）と、
   前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射されることで発生するメイン燃焼について、前記メイン燃焼による前記燃料のメイン燃焼量を、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定する燃焼量推定部（Ｓ２０５）と、
   前記燃焼室における前記メイン燃焼の燃焼領域を、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定する領域推定部（Ｓ２０６）と、
   前記燃焼量推定部及び前記領域推定部の各推定結果に基づいて、前記燃焼システムの制御を行う燃焼制御部（Ｓ１０９，Ｓ１１０）と、
   を備えている燃焼システムの制御装置。
8. 前記燃焼制御部は、前記燃焼量推定部及び前記領域推定部の各推定結果に加えて、前記混合割合に基づいて、前記燃焼システムの制御を行うものである請求項７に記載の燃焼システムの制御装置。

Images