JP2017198147A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents
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Abstract
【課題】パイロット噴射が実行される場合であってもメイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定する。【解決手段】筒内圧センサ３０とクランク角センサ４２とを有する内燃機関の制御装置において、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角、および、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角を選択的に用い、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を推定する。クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、熱発生率が最大値になる点を通る着火時期推定用直線を算出する。着火時期推定用直線上の点であって、熱発生率がゼロになる点のクランク角の値を、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期と推定する。【選択図】図３
Description
本発明は筒内圧センサを有する内燃機関の制御装置に関する。
従来から、筒内圧センサを有する内燃機関の制御装置が知られている。この種の内燃機関の制御装置の例としては、例えば特許文献１に記載されたものがある。
特許文献１に記載された内燃機関の制御装置では、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために、筒内圧の２階微分値が用いられる。また、特許文献１には、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために、筒内圧の２階微分値を用いる代わりに、熱発生率の上昇開始時期を用いることもできる旨が記載されている。
特許文献１に記載された内燃機関の制御装置では、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために、筒内圧の２階微分値が用いられる。また、特許文献１には、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために、筒内圧の２階微分値を用いる代わりに、熱発生率の上昇開始時期を用いることもできる旨が記載されている。
ところで、特許文献１には、例えば、燃料噴射弁によって、メイン噴射の他にパイロット噴射が実行される場合、例えば、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きいときに、着火時期をどのように推定すべきであって、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さいときに、着火時期をどのように推定すべきであるかについて記載されていない。
そのため、特許文献１に記載された内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きいときに、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さい場合の着火時期の推定に適した手法が採用されたり、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さいときに、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい場合の着火時期の推定に適した手法が採用されたりするおそれがある。
つまり、特許文献１に記載された内燃機関の制御装置では、パイロット噴射が実行される場合に、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定できないおそれがある。
そのため、特許文献１に記載された内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きいときに、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さい場合の着火時期の推定に適した手法が採用されたり、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さいときに、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい場合の着火時期の推定に適した手法が採用されたりするおそれがある。
つまり、特許文献１に記載された内燃機関の制御装置では、パイロット噴射が実行される場合に、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定できないおそれがある。
前記問題点に鑑み、本発明は、パイロット噴射が実行される場合であってもメイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。
本発明によれば、気筒と、
前記気筒内の燃焼圧である筒内圧を検出する筒内圧センサと、
燃料噴射弁と、
クランク角センサとを具備する内燃機関の制御装置において、
前記筒内圧に基づいて熱発生量を算出する熱発生量算出部と、
単位クランク角当たりの前記熱発生量である熱発生率を算出する熱発生率算出部と、
前記熱発生率の微分値である１階微分値を算出する１階微分値算出部と、
前記１階微分値の微分値である２階微分値を算出する２階微分値算出部と、
前記熱発生率が最大値になるときのクランク角である熱発生率最大値クランク角を算出する熱発生率最大値クランク角算出部と、
前記熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角であって、前記熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第１クランク角を算出する第１クランク角算出部と、
前記１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、前記熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第２クランク角を算出する第２クランク角算出部と、
前記２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第３クランク角を算出する第３クランク角算出部と、
前記第１クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間を算出する第１クランク角期間算出部と、
前記第２クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間を算出する第２クランク角期間算出部と、
前記第３クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間を算出する第３クランク角期間算出部と、
前記第１クランク角期間、前記第２クランク角期間および前記第３クランク角期間のうちの最も短いクランク角期間である最小クランク角期間を選択する最小クランク角期間選択部と、
前記熱発生率とクランク角との関係を示すクランク角−熱発生率特性曲線を算出するクランク角−熱発生率特性曲線算出部と、
前記クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、前記熱発生率が最大値になる点である第１点を算出する第１点算出部と、
前記最小クランク角期間における前記クランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きを算出する最小クランク角期間熱発生率傾き算出部と、
前記第１点を通る直線であって、前記最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線を算出する着火時期推定用直線算出部と、
前記着火時期推定用直線上の点であって、前記熱発生率がゼロになる点である第２点を算出する第２点算出部と、
前記第２点のクランク角の値が、前記燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期である、と推定する着火時期推定部とを具備することを特徴とする内燃機関の制御装置が提供される。
前記気筒内の燃焼圧である筒内圧を検出する筒内圧センサと、
燃料噴射弁と、
クランク角センサとを具備する内燃機関の制御装置において、
前記筒内圧に基づいて熱発生量を算出する熱発生量算出部と、
単位クランク角当たりの前記熱発生量である熱発生率を算出する熱発生率算出部と、
前記熱発生率の微分値である１階微分値を算出する１階微分値算出部と、
前記１階微分値の微分値である２階微分値を算出する２階微分値算出部と、
前記熱発生率が最大値になるときのクランク角である熱発生率最大値クランク角を算出する熱発生率最大値クランク角算出部と、
前記熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角であって、前記熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第１クランク角を算出する第１クランク角算出部と、
前記１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、前記熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第２クランク角を算出する第２クランク角算出部と、
前記２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第３クランク角を算出する第３クランク角算出部と、
前記第１クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間を算出する第１クランク角期間算出部と、
前記第２クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間を算出する第２クランク角期間算出部と、
前記第３クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間を算出する第３クランク角期間算出部と、
前記第１クランク角期間、前記第２クランク角期間および前記第３クランク角期間のうちの最も短いクランク角期間である最小クランク角期間を選択する最小クランク角期間選択部と、
前記熱発生率とクランク角との関係を示すクランク角−熱発生率特性曲線を算出するクランク角−熱発生率特性曲線算出部と、
前記クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、前記熱発生率が最大値になる点である第１点を算出する第１点算出部と、
前記最小クランク角期間における前記クランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きを算出する最小クランク角期間熱発生率傾き算出部と、
前記第１点を通る直線であって、前記最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線を算出する着火時期推定用直線算出部と、
前記着火時期推定用直線上の点であって、前記熱発生率がゼロになる点である第２点を算出する第２点算出部と、
前記第２点のクランク角の値が、前記燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期である、と推定する着火時期推定部とを具備することを特徴とする内燃機関の制御装置が提供される。
本発明者の鋭意研究において、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合には、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わる時点から、熱発生率が最大値になる時点までの期間中に、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わったり、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わったりしないことが、見い出された。そのため、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合には、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角を用いることにより、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定できることが、本発明者の鋭意研究において見い出された。
この点に鑑み、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期の推定に用いられる。
詳細には、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間が、最小クランク角期間として選択される。さらに、クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、熱発生率が最大値になる点である第１点が算出される。また、最小クランク角期間におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きが算出される。さらに、第１点を通る直線であって、最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線が算出される。また、着火時期推定用直線上の点であって、熱発生率がゼロになる点である第２点が算出される。さらに、第２点のクランク角の値が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期である、と推定される。
そのため、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法や、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
この点に鑑み、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期の推定に用いられる。
詳細には、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間が、最小クランク角期間として選択される。さらに、クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、熱発生率が最大値になる点である第１点が算出される。また、最小クランク角期間におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きが算出される。さらに、第１点を通る直線であって、最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線が算出される。また、着火時期推定用直線上の点であって、熱発生率がゼロになる点である第２点が算出される。さらに、第２点のクランク角の値が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期である、と推定される。
そのため、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法や、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
また、本発明者の鋭意研究において、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合には、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わる時点から、熱発生率が最大値になる時点までの期間中に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わったり、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わったりしないことが、見い出された。そのため、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合には、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角を用いることにより、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定できることが、本発明者の鋭意研究において見い出された。
この点に鑑み、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期の推定に用いられる。
詳細には、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間が、最小クランク角期間として選択される。さらに、クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、熱発生率が最大値になる点である第１点が算出される。また、最小クランク角期間におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きが算出される。さらに、第１点を通る直線であって、最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線が算出される。また、着火時期推定用直線上の点であって、熱発生率がゼロになる点である第２点が算出される。さらに、第２点のクランク角の値が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期である、と推定される。
そのため、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法や、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
この点に鑑み、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期の推定に用いられる。
詳細には、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間が、最小クランク角期間として選択される。さらに、クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、熱発生率が最大値になる点である第１点が算出される。また、最小クランク角期間におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きが算出される。さらに、第１点を通る直線であって、最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線が算出される。また、着火時期推定用直線上の点であって、熱発生率がゼロになる点である第２点が算出される。さらに、第２点のクランク角の値が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期である、と推定される。
そのため、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法や、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
さらに、本発明者の鋭意研究において、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合には、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わる時点から、熱発生率が最大値になる時点までの期間中に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わったり、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わったりしないことが、見い出された。そのため、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合には、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角を用いることにより、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定できることが、本発明者の鋭意研究において見い出された。
この点に鑑み、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期の推定に用いられる。
詳細には、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間が、最小クランク角期間として選択される。さらに、クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、熱発生率が最大値になる点である第１点が算出される。また、最小クランク角期間におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きが算出される。さらに、第１点を通る直線であって、最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線が算出される。また、着火時期推定用直線上の点であって、熱発生率がゼロになる点である第２点が算出される。さらに、第２点のクランク角の値が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期である、と推定される。
そのため、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法や、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
この点に鑑み、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期の推定に用いられる。
詳細には、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、１階微分値の微分値である２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間が、最小クランク角期間として選択される。さらに、クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、熱発生率が最大値になる点である第１点が算出される。また、最小クランク角期間におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きが算出される。さらに、第１点を通る直線であって、最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線が算出される。また、着火時期推定用直線上の点であって、熱発生率がゼロになる点である第２点が算出される。さらに、第２点のクランク角の値が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期である、と推定される。
そのため、本発明の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法や、熱発生率の微分値である１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角から熱発生率が最大値になるときのクランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間が最小クランク角期間として選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
本発明によれば、パイロット噴射が実行される場合であってもメイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
以下、本発明の内燃機関の制御装置の第１の実施形態について説明する。図１は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されたエンジンシステムの概略構成図である。図２は図１中のＥＣＵ４０の機能的なブロック図である。
第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されたエンジンシステムの図１に示す例では、内燃機関１０が設けられている。内燃機関１０の気筒１４’内には、ピストン１２が配置されている。気筒１４’内におけるピストン１２の頂部側には、燃焼室１４が形成されている。燃焼室１４には、吸気通路１６および排気通路１８が連通している。
吸気通路１６の一部を構成する吸気ポートには、吸気ポートを開閉する吸気弁２０が設けられている。さらに、排気通路１８の一部を構成する排気ポートには、排気ポートを開閉する排気弁２２が設けられている。また、吸気通路１６には、スロットルバルブ２４が設けられている。
第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されたエンジンシステムの図１に示す例では、内燃機関１０が設けられている。内燃機関１０の気筒１４’内には、ピストン１２が配置されている。気筒１４’内におけるピストン１２の頂部側には、燃焼室１４が形成されている。燃焼室１４には、吸気通路１６および排気通路１８が連通している。
吸気通路１６の一部を構成する吸気ポートには、吸気ポートを開閉する吸気弁２０が設けられている。さらに、排気通路１８の一部を構成する排気ポートには、排気ポートを開閉する排気弁２２が設けられている。また、吸気通路１６には、スロットルバルブ２４が設けられている。
図１には、一つの気筒１４’のみが示されているが、図１に示す例では、気筒１４’以外にも、他の気筒（図示せず）が設けられている。
図１に示す例では、複数の気筒を有する内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されているが、他の例では、一つの気筒のみを有する内燃機関に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置を適用することもできる。
図１に示す例では、複数の気筒を有する内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されているが、他の例では、一つの気筒のみを有する内燃機関に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置を適用することもできる。
第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されたエンジンシステムの図１に示す例では、内燃機関１０の各気筒に、燃焼室１４内（気筒１４’内）に燃料を直接噴射するための燃料噴射弁２６と、混合気に点火するための点火プラグ２８とが設けられている。さらに、各気筒には、気筒内の燃焼圧である筒内圧Ｐを検出するための筒内圧センサ３０が組み込まれている。
図１に示す例では、複数の気筒のすべてに対して筒内圧センサ３０が配置されているが、他の例では、代わりに、筒内圧センサ３０が配置されている気筒と、筒内圧センサ３０が配置されていない気筒とを設け、筒内圧センサ３０が配置されている気筒において筒内圧センサ３０によって検出された筒内圧Ｐから、筒内圧センサ３０が配置されていない気筒の筒内圧Ｐを推定することもできる。
図１に示す例では、燃料噴射弁２６から気筒１４’内に燃料が直接噴射される内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されているが、他の例では、燃料噴射弁から吸気ポート内に燃料が噴射される内燃機関に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置を適用することもできる。
また、図１に示す例では、点火プラグ２８が設けられている内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されているが、他の例では、点火プラグ２８が設けられていない内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置を適用することもできる。
図１に示す例では、燃料噴射弁２６から気筒１４’内に燃料が直接噴射される内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されているが、他の例では、燃料噴射弁から吸気ポート内に燃料が噴射される内燃機関に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置を適用することもできる。
また、図１に示す例では、点火プラグ２８が設けられている内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用されているが、他の例では、点火プラグ２８が設けられていない内燃機関１０に対して第１の実施形態の内燃機関の制御装置を適用することもできる。
さらに、図１に示すエンジンシステムは、制御装置として機能するＥＣＵ（電子制御ユニット）４０を備えている。ＥＣＵ４０の入力部には、上述した筒内圧センサ３０に加え、エンジン回転速度を取得するためのクランク角センサ４２、および、吸入空気量を計測するためのエアフローメータ４４等の内燃機関１０の運転状態を取得するための各種センサが接続されている。また、ＥＣＵ４０の出力部には、上述したスロットルバルブ２４、燃料噴射弁２６および点火プラグ２８等の内燃機関１０の運転を制御するための各種アクチュエータが接続されている。ＥＣＵ４０は、それらのセンサ出力と所定のプログラムとに基づいて上記各種のアクチュエータを駆動することにより、燃料噴射量制御および点火時期制御等の所定のエンジン制御を行う。また、ＥＣＵ４０は、筒内圧センサ３０の出力信号を、クランク角と同期させてＡＤ変換して取得する機能を有している。これにより、ＡＤ変換の分解能が許す範囲で、任意のクランク角タイミングにおける筒内圧Ｐを検出することができる。
筒内圧センサ３０とクランク角センサ４２とを備える図１に示すエンジンシステムでは、内燃機関１０の各サイクルにおいて、クランク角ベースで筒内圧データ（筒内圧波形）を取得することができる。そして、公知の手法で絶対圧補正を行った後の筒内圧波形を用いて、燃焼質量割合ＭＦＢを算出することができる。
具体的には、筒内圧データを用いて、任意のクランク角θでの気筒１４’内の熱発生量Ｑを例えば次の式１にしたがって算出することができる。そして、算出された気筒１４’内の熱発生量Ｑのデータを用いて、任意のクランク角θにおける燃焼質量割合ＭＦＢ［％］を例えば次の式２にしたがって算出することができる。したがって、この式２を利用して、燃焼質量割合ＭＦＢが所定割合β［％］となる時のクランク角ＣＡβを取得することができる。
具体的には、筒内圧データを用いて、任意のクランク角θでの気筒１４’内の熱発生量Ｑを例えば次の式１にしたがって算出することができる。そして、算出された気筒１４’内の熱発生量Ｑのデータを用いて、任意のクランク角θにおける燃焼質量割合ＭＦＢ［％］を例えば次の式２にしたがって算出することができる。したがって、この式２を利用して、燃焼質量割合ＭＦＢが所定割合β［％］となる時のクランク角ＣＡβを取得することができる。
つまり、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、ＥＣＵ４０（図１および図２参照）の熱発生量算出部４０ａ（図２参照）において、筒内圧センサ３０により検出される筒内圧Ｐと、筒内容積Ｖと、例えば式１とに基づいて熱発生量Ｑが算出される。また、ＥＣＵ４０は熱発生量算出部４０ａにより算出される熱発生量Ｑと、例えば式２とに基づいて燃焼質量割合ＭＦＢを算出することができる。さらに、ＥＣＵ４０の熱発生率算出部４０ｂ（図２参照）において、例えば次の式３に基づいて、単位クランク角当たりの熱発生量Ｑである熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図６（Ａ）参照）が算出される。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図６（Ｂ）参照）を算出する１階微分値算出部４０ｃ（図２参照）がＥＣＵ４０（図１および図２参照）に設けられている。さらに、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図６（Ｃ）参照）を算出する２階微分値算出部４０ｄ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
さらに、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角である熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ（図６参照）、ＣＡｂｍａｘ（図９参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１２参照）を算出する熱発生率最大値クランク角算出部４０ｅ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。また、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの閾値α（図６（Ａ）参照）から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側（図６、図９および図１２の左側）のクランク角である第１クランク角ＣＡａ１（図６参照）、ＣＡｂ１（図９参照）、ＣＡｃ１（図１２参照）を算出する第１クランク角算出部４０ｆ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側のクランク角である第２クランク角ＣＡａ２（図６参照）、ＣＡｂ２（図９参照）、ＣＡｃ２（図１２参照）を算出する第２クランク角算出部４０ｇ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。さらに、２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側のクランク角である第３クランク角ＣＡａ３（図６参照）、ＣＡｂ３（図９参照）、ＣＡｃ３（図１２参照）を算出する第３クランク角算出部４０ｈ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
さらに、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角である熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ（図６参照）、ＣＡｂｍａｘ（図９参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１２参照）を算出する熱発生率最大値クランク角算出部４０ｅ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。また、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの閾値α（図６（Ａ）参照）から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側（図６、図９および図１２の左側）のクランク角である第１クランク角ＣＡａ１（図６参照）、ＣＡｂ１（図９参照）、ＣＡｃ１（図１２参照）を算出する第１クランク角算出部４０ｆ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側のクランク角である第２クランク角ＣＡａ２（図６参照）、ＣＡｂ２（図９参照）、ＣＡｃ２（図１２参照）を算出する第２クランク角算出部４０ｇ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。さらに、２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側のクランク角である第３クランク角ＣＡａ３（図６参照）、ＣＡｂ３（図９参照）、ＣＡｃ３（図１２参照）を算出する第３クランク角算出部４０ｈ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
さらに、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、第１クランク角ＣＡａ１（図６参照）、ＣＡｂ１（図９参照）、ＣＡｃ１（図１２参照）から熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ（図６参照）、ＣＡｂｍａｘ（図９参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１２参照）までのクランク角期間である第１クランク角期間Ｐａ１（図６（Ａ）参照）、Ｐｂ１（図９（Ａ）参照）、Ｐｃ１（図１２（Ａ）参照）を算出する第１クランク角期間算出部４０ｉ（図２参照）がＥＣＵ４０（図１および図２参照）に設けられている。また、第２クランク角ＣＡａ２（図６参照）、ＣＡｂ２（図９参照）、ＣＡｃ２（図１２参照）から熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘまでのクランク角期間である第２クランク角期間Ｐａ２（図６（Ｂ）参照）、Ｐｂ２（図９（Ｂ）参照）、Ｐｃ２（図１２（Ｂ）参照）を算出する第２クランク角期間算出部４０ｊ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。さらに、第３クランク角ＣＡａ３（図６参照）、ＣＡｂ３（図９参照）、ＣＡｃ３（図１２参照）から熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘまでのクランク角期間である第３クランク角期間Ｐａ３（図６（Ｃ）参照）、Ｐｂ３（図９（Ｃ）参照）、Ｐｃ３（図１２（Ｃ）参照）を算出する第３クランク角期間算出部４０ｋ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、第１クランク角期間Ｐａ１、Ｐｂ１、Ｐｃ１、第２クランク角期間Ｐａ２、Ｐｂ２、Ｐｃ２、および、第３クランク角期間Ｐａ３、Ｐｂ３、Ｐｃ３のうちの最も短いクランク角期間である最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）（＝ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）（＝ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）（＝ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）を選択する最小クランク角期間選択部４０ｌ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。さらに、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）とクランク角との関係を示すクランク角−熱発生率特性曲線（図４、図７および図１０参照）を算出するクランク角−熱発生率特性曲線算出部４０ｍ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、第１クランク角期間Ｐａ１、Ｐｂ１、Ｐｃ１、第２クランク角期間Ｐａ２、Ｐｂ２、Ｐｃ２、および、第３クランク角期間Ｐａ３、Ｐｂ３、Ｐｃ３のうちの最も短いクランク角期間である最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）（＝ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）（＝ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）（＝ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）を選択する最小クランク角期間選択部４０ｌ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。さらに、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）とクランク角との関係を示すクランク角−熱発生率特性曲線（図４、図７および図１０参照）を算出するクランク角−熱発生率特性曲線算出部４０ｍ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、クランク角−熱発生率特性曲線（図４、図７および図１０参照）上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａａ（図４参照）、Ａｂ（図７参照）、Ａｃ（図１０参照）を算出する第１点算出部４０ｎ（図２参照）がＥＣＵ４０（図１および図２参照）に設けられている。さらに、最小クランク角期間（ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）（図４参照）、（ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）（図７参照）、（ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）（図１０参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図４、図７および図１０参照）を算出する最小クランク角期間熱発生率傾き算出部４０ｏ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
さらに、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、第１点Ａａ、Ａｂ、Ａｃを通る直線であって、最小クランク角期間（ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、（ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、（ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図４、図７および図１０参照）を傾きとして有する直線Ｌａ（図４参照）、Ｌｂ（図７参照）、Ｌｃ（図１０参照）を算出する着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。また、直線Ｌａ、Ｌｂ、Ｌｃ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃａ（図４参照）、Ｃｂ（図７参照）、Ｃｃ（図１０参照）を算出する第２点算出部４０ｑ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、第２点Ｃａ、Ｃｂ、Ｃｃのクランク角ＣＡａｘ（図４参照）、ＣＡｂｘ（図７参照）、ＣＡｃｘ（図１０参照）の値が、燃料噴射弁２６（図１参照）から噴射される燃料の着火時期である、詳細には、メイン噴射により燃料噴射弁２６から噴射される燃料の着火時期である、と推定する着火時期推定部４０ｒ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
さらに、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、第１点Ａａ、Ａｂ、Ａｃを通る直線であって、最小クランク角期間（ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、（ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、（ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図４、図７および図１０参照）を傾きとして有する直線Ｌａ（図４参照）、Ｌｂ（図７参照）、Ｌｃ（図１０参照）を算出する着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。また、直線Ｌａ、Ｌｂ、Ｌｃ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃａ（図４参照）、Ｃｂ（図７参照）、Ｃｃ（図１０参照）を算出する第２点算出部４０ｑ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図１および図２に示す例では、第２点Ｃａ、Ｃｂ、Ｃｃのクランク角ＣＡａｘ（図４参照）、ＣＡｂｘ（図７参照）、ＣＡｃｘ（図１０参照）の値が、燃料噴射弁２６（図１参照）から噴射される燃料の着火時期である、詳細には、メイン噴射により燃料噴射弁２６から噴射される燃料の着火時期である、と推定する着火時期推定部４０ｒ（図２参照）がＥＣＵ４０に設けられている。
図４〜図６はパイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合を説明するための図である。
詳細には、図４は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線、第１点Ａａ、第１点Ａａを通る直線Ｌａ、直線Ｌａ上の第２点Ｃａ、第２点Ｃａのクランク角ＣＡａｘなどの関係を説明するための図である。
図５は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、第１クランク角ＣＡａ１、第２クランク角ＣＡａ２、第３クランク角ＣＡａ３などの関係を説明するための図である。
図６（Ａ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、第１クランク角期間Ｐａ１などの関係を説明するための図である。図６（Ｂ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）、第２クランク角期間Ｐａ２などの関係を説明するための図である。図６（Ｃ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）、第３クランク角期間Ｐａ３などの関係を説明するための図である。
図４および図５に示す例では、第１の場合に、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山と、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山とが、完全に独立している。つまり、図４および図５に示す第１の場合には、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山と、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山との間に、無噴射に伴って熱発生率が変動しないクランク角期間が存在する。そのため、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山には、パイロット噴射の影響がないと推定される。
詳細には、図４は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線、第１点Ａａ、第１点Ａａを通る直線Ｌａ、直線Ｌａ上の第２点Ｃａ、第２点Ｃａのクランク角ＣＡａｘなどの関係を説明するための図である。
図５は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、第１クランク角ＣＡａ１、第２クランク角ＣＡａ２、第３クランク角ＣＡａ３などの関係を説明するための図である。
図６（Ａ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、第１クランク角期間Ｐａ１などの関係を説明するための図である。図６（Ｂ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）、第２クランク角期間Ｐａ２などの関係を説明するための図である。図６（Ｃ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第１の場合における２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）、第３クランク角期間Ｐａ３などの関係を説明するための図である。
図４および図５に示す例では、第１の場合に、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山と、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山とが、完全に独立している。つまり、図４および図５に示す第１の場合には、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山と、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山との間に、無噴射に伴って熱発生率が変動しないクランク角期間が存在する。そのため、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山には、パイロット噴射の影響がないと推定される。
本発明者の鋭意研究において、パイロット噴射（図４および図５参照）とメイン噴射（図４および図５参照）とのインターバルが大きい第１の場合（図４、図５および図６参照）には、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの閾値α（図４、図５および図６（Ａ）参照）から正の値に切り替わる時点（クランク角ＣＡａ１（図４、図５および図６参照）に相当する時点）から、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる時点（クランク角ＣＡａｍａｘ（図４、図５および図６参照）に相当する時点）までのクランク角期間Ｐａ１（図６（Ａ）参照）中に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図６（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わったり、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図６（Ｃ）参照）が負の値から正の値に切り替わったりしないことが、見い出された。そのため、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合には、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの閾値αから正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡａ１を用いることにより、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡａｘ（図４参照）に相当する時点）を正確に推定できることが、本発明者の鋭意研究において見い出された。
この点に鑑み、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図６（Ａ）参照）が略ゼロの閾値α（図６（Ａ）参照）から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡａ１が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡａｘに相当する時点）の推定に用いられる。
この点に鑑み、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい第１の場合に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図６（Ａ）参照）が略ゼロの閾値α（図６（Ａ）参照）から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡａ１が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡａｘに相当する時点）の推定に用いられる。
詳細には、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射（図４および図５参照）とメイン噴射（図４および図５参照）とのインターバルが大きい第１の場合（図４、図５および図６参照）に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図６（Ａ）参照）が略ゼロの閾値α（図６（Ａ）参照）から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡａ１（図６参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角ＣＡａｍａｘ（図６参照）までのクランク角期間である第１クランク角期間Ｐａ１（図６（Ａ）参照）が、最小クランク角期間選択部４０ｌ（図２参照）によって、最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）として選択される。
さらに、クランク角−熱発生率特性曲線（図４および図５参照）上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａａ（図４、図５および図６（Ａ）参照）が、第１点算出部４０ｎ（図２参照）によって算出される。
また、最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図４参照）が、最小クランク角期間熱発生率傾き算出部４０ｏ（図２参照）によって算出される。
さらに、第１点Ａａ（図４参照）を通る直線であって、上述した傾き（図４参照）を有する直線である着火時期推定用直線Ｌａ（図４参照）が、着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）によって算出される。
また、着火時期推定用直線Ｌａ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃａ（図４参照）が、第２点算出部４０ｑ（図２参照）によって算出される。さらに、第２点Ｃａのクランク角ＣＡａｘ（図４参照）の値が、メイン噴射（図４および図５参照）により噴射される燃料の着火時期である、と着火時期推定部４０ｒ（図２参照）によって推定される。
さらに、クランク角−熱発生率特性曲線（図４および図５参照）上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａａ（図４、図５および図６（Ａ）参照）が、第１点算出部４０ｎ（図２参照）によって算出される。
また、最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図４参照）が、最小クランク角期間熱発生率傾き算出部４０ｏ（図２参照）によって算出される。
さらに、第１点Ａａ（図４参照）を通る直線であって、上述した傾き（図４参照）を有する直線である着火時期推定用直線Ｌａ（図４参照）が、着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）によって算出される。
また、着火時期推定用直線Ｌａ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃａ（図４参照）が、第２点算出部４０ｑ（図２参照）によって算出される。さらに、第２点Ｃａのクランク角ＣＡａｘ（図４参照）の値が、メイン噴射（図４および図５参照）により噴射される燃料の着火時期である、と着火時期推定部４０ｒ（図２参照）によって推定される。
そのため、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射（図４および図５参照）とメイン噴射（図４および図５参照）とのインターバルが大きい第１の場合（図４、図５および図６参照）に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図６（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡａ２（図５および図６参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角ＣＡａｍａｘ（図５および図６参照）までのクランク角期間である第２クランク角期間Ｐａ２（図６（Ｂ）参照）が最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）として選択される手法や、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図６（Ｃ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡａ３（図５および図６参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角ＣＡａｍａｘまでのクランク角期間である第３クランク角期間Ｐａ３（図６（Ｃ）参照）が最小クランク角期間Ｐａｍｉｎとして選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡａｘ（図４参照）に相当する時点）を正確に推定することができる。
図７〜図９はパイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合を説明するための図である。
詳細には、図７は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線、第１点Ａｂ、第１点Ａｂを通る直線Ｌｂ、直線Ｌｂ上の第２点Ｃｂ、第２点Ｃｂのクランク角ＣＡｂｘなどの関係を説明するための図である。
図８は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における熱発生率最大値クランク角ＣＡｂｍａｘ、第１クランク角ＣＡｂ１、第２クランク角ＣＡｂ２、第３クランク角ＣＡｂ３などの関係を説明するための図である。
図９（Ａ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、第１クランク角期間Ｐｂ１などの関係を説明するための図である。図９（Ｂ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）、第２クランク角期間Ｐｂ２などの関係を説明するための図である。図９（Ｃ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）、第３クランク角期間Ｐｂ３などの関係を説明するための図である。
図７および図８に示す例では、第２の場合に、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の裾部とメイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の裾部とが重複しているものの、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山のピークを識別することができる。つまり、図７および図８に示す第２の場合には、パイロット噴射とメイン噴射との間の無噴射期間の影響により、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の遅角側の裾部において熱発生率が減少し、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の進角側の裾部において熱発生率が増加すると推定される。
詳細には、図７は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線、第１点Ａｂ、第１点Ａｂを通る直線Ｌｂ、直線Ｌｂ上の第２点Ｃｂ、第２点Ｃｂのクランク角ＣＡｂｘなどの関係を説明するための図である。
図８は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における熱発生率最大値クランク角ＣＡｂｍａｘ、第１クランク角ＣＡｂ１、第２クランク角ＣＡｂ２、第３クランク角ＣＡｂ３などの関係を説明するための図である。
図９（Ａ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、第１クランク角期間Ｐｂ１などの関係を説明するための図である。図９（Ｂ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）、第２クランク角期間Ｐｂ２などの関係を説明するための図である。図９（Ｃ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第２の場合における２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）、第３クランク角期間Ｐｂ３などの関係を説明するための図である。
図７および図８に示す例では、第２の場合に、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の裾部とメイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の裾部とが重複しているものの、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山のピークを識別することができる。つまり、図７および図８に示す第２の場合には、パイロット噴射とメイン噴射との間の無噴射期間の影響により、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の遅角側の裾部において熱発生率が減少し、メイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の進角側の裾部において熱発生率が増加すると推定される。
本発明者の鋭意研究において、パイロット噴射（図７および図８参照）とメイン噴射（図７および図８参照）とのインターバルが第１の場合（図４、図５および図６参照）より小さい第２の場合（図７、図８および図９参照）には、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図９（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わる時点（クランク角ＣＡｂ２（図７、図８および図９参照）に相当する時点）から、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる時点（クランク角ＣＡｂｍａｘ（図７、図８および図９参照）に相当する時点）までのクランク角期間Ｐｂ２（図９（Ｂ）参照）中に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図９（Ａ）参照）が略ゼロの閾値α（図９（Ａ）参照）から正の値に切り替わったり、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図９（Ｃ）参照）が負の値から正の値に切り替わったりしないことが、見い出された。そのため、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合には、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｂ２を用いることにより、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｂｘ（図７参照）に相当する時点）を正確に推定できることが、本発明者の鋭意研究において見い出された。
この点に鑑み、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図９（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｂ２が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｂｘに相当する時点）の推定に用いられる。
この点に鑑み、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第１の場合より小さい第２の場合に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図９（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｂ２が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｂｘに相当する時点）の推定に用いられる。
詳細には、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射（図７および図８参照）とメイン噴射（図７および図８参照）とのインターバルが第１の場合（図４、図５および図６参照）より小さい第２の場合（図７、図８および図９参照）に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図９（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｂ２（図９参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図９（Ａ）参照）が最大値になるときのクランク角ＣＡｂｍａｘ（図９参照）までのクランク角期間である第２クランク角期間Ｐｂ２（図９（Ｂ）参照）が、最小クランク角期間選択部４０ｌ（図２参照）によって、最小クランク角期間Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）として選択される。
さらに、クランク角−熱発生率特性曲線（図７および図８参照）上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａｂ（図７、図８および図９（Ａ）参照）が、第１点算出部４０ｎ（図２参照）によって算出される。
また、最小クランク角期間Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図７参照）が、最小クランク角期間熱発生率傾き算出部４０ｏ（図２参照）によって算出される。
さらに、第１点Ａｂ（図７参照）を通る直線であって、上述した傾き（図７参照）を有する直線である着火時期推定用直線Ｌｂ（図７参照）が、着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）によって算出される。
また、着火時期推定用直線Ｌｂ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃｂ（図７参照）が、第２点算出部４０ｑ（図２参照）によって算出される。さらに、第２点Ｃｂのクランク角ＣＡｂｘ（図７参照）の値が、メイン噴射（図７および図８参照）により噴射される燃料の着火時期である、と着火時期推定部４０ｒ（図２参照）によって推定される。
さらに、クランク角−熱発生率特性曲線（図７および図８参照）上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａｂ（図７、図８および図９（Ａ）参照）が、第１点算出部４０ｎ（図２参照）によって算出される。
また、最小クランク角期間Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図７参照）が、最小クランク角期間熱発生率傾き算出部４０ｏ（図２参照）によって算出される。
さらに、第１点Ａｂ（図７参照）を通る直線であって、上述した傾き（図７参照）を有する直線である着火時期推定用直線Ｌｂ（図７参照）が、着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）によって算出される。
また、着火時期推定用直線Ｌｂ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃｂ（図７参照）が、第２点算出部４０ｑ（図２参照）によって算出される。さらに、第２点Ｃｂのクランク角ＣＡｂｘ（図７参照）の値が、メイン噴射（図７および図８参照）により噴射される燃料の着火時期である、と着火時期推定部４０ｒ（図２参照）によって推定される。
そのため、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射（図７および図８参照）とメイン噴射（図７および図８参照）とのインターバルが第１の場合（図４、図５および図６参照）より小さい第２の場合（図７、図８および図９参照）に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図９（Ａ）参照）が略ゼロの閾値α（図９（Ａ）参照）から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｂ１（図８および図９参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角ＣＡｂｍａｘ（図８および図９参照）までのクランク角期間である第１クランク角期間Ｐｂ１（図９（Ａ）参照）が最小クランク角期間Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）として選択される手法や、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図９（Ｃ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｂ３（図８および図９参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角ＣＡｂｍａｘまでのクランク角期間である第３クランク角期間Ｐｂ３（図９（Ｃ）参照）が最小クランク角期間Ｐｂｍｉｎとして選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｂｘ（図７参照）に相当する時点）を正確に推定することができる。
図１０〜図１２はパイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合を説明するための図である。
詳細には、図１０は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線、第１点Ａｃ、第１点Ａｃを通る直線Ｌｃ、直線Ｌｃ上の第２点Ｃｃ、第２点Ｃｃのクランク角ＣＡｃｘなどの関係を説明するための図である。
図１１は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における熱発生率最大値クランク角ＣＡｃｍａｘ、第１クランク角ＣＡｃ１、第２クランク角ＣＡｃ２、第３クランク角ＣＡｃ３などの関係を説明するための図である。
図１２（Ａ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、第１クランク角期間Ｐｃ１などの関係を説明するための図である。図１２（Ｂ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）、第２クランク角期間Ｐｃ２などの関係を説明するための図である。図１２（Ｃ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）、第３クランク角期間Ｐｃ３などの関係を説明するための図である。
図１０および図１１に示す例では、第３の場合に、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山とメイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の裾部とが重複しており、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山のピークを識別することができない。つまり、図１０および図１１に示す第３の場合には、パイロット噴射の終了の影響によって１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図１２（Ｂ）参照）が減少し、次いで、メイン噴射の開始の影響によって１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図１２（Ｂ）参照）が増加する瞬間が存在すると推定される。
詳細には、図１０は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線、第１点Ａｃ、第１点Ａｃを通る直線Ｌｃ、直線Ｌｃ上の第２点Ｃｃ、第２点Ｃｃのクランク角ＣＡｃｘなどの関係を説明するための図である。
図１１は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における熱発生率最大値クランク角ＣＡｃｍａｘ、第１クランク角ＣＡｃ１、第２クランク角ＣＡｃ２、第３クランク角ＣＡｃ３などの関係を説明するための図である。
図１２（Ａ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、第１クランク角期間Ｐｃ１などの関係を説明するための図である。図１２（Ｂ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）、第２クランク角期間Ｐｃ２などの関係を説明するための図である。図１２（Ｃ）は第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された第３の場合における２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）、第３クランク角期間Ｐｃ３などの関係を説明するための図である。
図１０および図１１に示す例では、第３の場合に、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山とメイン噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山の裾部とが重複しており、パイロット噴射に伴うクランク角−熱発生率特性曲線の山のピークを識別することができない。つまり、図１０および図１１に示す第３の場合には、パイロット噴射の終了の影響によって１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図１２（Ｂ）参照）が減少し、次いで、メイン噴射の開始の影響によって１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図１２（Ｂ）参照）が増加する瞬間が存在すると推定される。
本発明者の鋭意研究において、パイロット噴射（図１０および図１１参照）とメイン噴射（図１０および図１１参照）とのインターバルが第２の場合（図７、図８および図９参照）より小さい第３の場合（図１０、図１１および図１２参照）には、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図１２（Ｃ）参照）が負の値から正の値に切り替わる時点（クランク角ＣＡｃ３（図１０、図１１および図１２参照）に相当する時点）から、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる時点（クランク角ＣＡｃｍａｘ（図１０、図１１および図１２参照）に相当する時点）までのクランク角期間Ｐｃ３（図１２（Ｃ）参照）中に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図１２（Ａ）参照）が略ゼロの閾値α（図１２（Ａ）参照）から正の値に切り替わったり、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図１２（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わったりしないことが、見い出された。そのため、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合には、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｃ３を用いることにより、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｃｘ（図１０参照）に相当する時点）を正確に推定できることが、本発明者の鋭意研究において見い出された。
この点に鑑み、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｃ３が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｃｘに相当する時点）の推定に用いられる。
この点に鑑み、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが第２の場合より小さい第３の場合に、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｃ３が、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｃｘに相当する時点）の推定に用いられる。
詳細には、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射（図１０および図１１参照）とメイン噴射（図１０および図１１参照）とのインターバルが第２の場合（図７、図８および図９参照）より小さい第３の場合（図１０、図１１および図１２参照）に、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の微分値である２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図１２（Ｃ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｃ３（図１２参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図１２（Ａ）参照）が最大値になるときのクランク角ＣＡｃｍａｘ（図１２参照）までのクランク角期間である第３クランク角期間Ｐｃ３（図１２（Ｃ）参照）が、最小クランク角期間選択部４０ｌ（図２参照）によって、最小クランク角期間Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）として選択される。
さらに、クランク角−熱発生率特性曲線（図１０および図１１参照）上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａｃ（図１０、図１１および図１２（Ａ）参照）が、第１点算出部４０ｎ（図２参照）によって算出される。
また、最小クランク角期間Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図１０参照）が、最小クランク角期間熱発生率傾き算出部４０ｏ（図２参照）によって算出される。
さらに、第１点Ａｃ（図１０参照）を通る直線であって、上述した傾き（図１０参照）を有する直線である着火時期推定用直線Ｌｃ（図１０参照）が、着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）によって算出される。
また、着火時期推定用直線Ｌｃ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃｃ（図１０参照）が、第２点算出部４０ｑ（図２参照）によって算出される。さらに、第２点Ｃｃのクランク角ＣＡｃｘ（図１０参照）の値が、メイン噴射（図１０および図１１参照）により噴射される燃料の着火時期である、と着火時期推定部４０ｒ（図２参照）によって推定される。
さらに、クランク角−熱発生率特性曲線（図１０および図１１参照）上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａｃ（図１０、図１１および図１２（Ａ）参照）が、第１点算出部４０ｎ（図２参照）によって算出される。
また、最小クランク角期間Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図１０参照）が、最小クランク角期間熱発生率傾き算出部４０ｏ（図２参照）によって算出される。
さらに、第１点Ａｃ（図１０参照）を通る直線であって、上述した傾き（図１０参照）を有する直線である着火時期推定用直線Ｌｃ（図１０参照）が、着火時期推定用直線算出部４０ｐ（図２参照）によって算出される。
また、着火時期推定用直線Ｌｃ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃｃ（図１０参照）が、第２点算出部４０ｑ（図２参照）によって算出される。さらに、第２点Ｃｃのクランク角ＣＡｃｘ（図１０参照）の値が、メイン噴射（図１０および図１１参照）により噴射される燃料の着火時期である、と着火時期推定部４０ｒ（図２参照）によって推定される。
そのため、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射（図１０および図１１参照）とメイン噴射（図１０および図１１参照）とのインターバルが第２の場合（図７、図８および図９参照）より小さい第３の場合（図１０、図１１および図１２参照）に、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図１２（Ａ）参照）が略ゼロの閾値α（図１２（Ａ）参照）から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｃ１（図１１および図１２参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角ＣＡｃｍａｘ（図１１および図１２参照）までのクランク角期間である第１クランク角期間Ｐｃ１（図１２（Ａ）参照）が最小クランク角期間Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）として選択される手法や、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の微分値である１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図１２（Ｂ）参照）が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角ＣＡｃ２（図１１および図１２参照）から熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になるときのクランク角ＣＡｃｍａｘまでのクランク角期間である第２クランク角期間Ｐｃ２（図１２（Ｂ）参照）が最小クランク角期間Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）として選択される手法よりも、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡｃｘ（図１０参照）に相当する時点）を正確に推定することができる。
図３は第１の実施形態の内燃機関の制御装置においてパイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが上述した第１の場合、第２の場合および第３の場合のいずれに該当するかを判別する処理などを説明するためのフローチャートである。
図３に示すルーチンは、例えばメイン噴射（図４、図７および図１０参照）の開始時期に開始される。まずステップＳ１００では、カウンタの値ｐがゼロにセットされる。次いで、ステップＳ１０１では、クランク角センサ４２（図１参照）によって検出されたクランク角の値、および、筒内圧センサ３０（図１参照）によって検出された筒内圧Ｐの値が、ＥＣＵ４０（図１参照）にバッファされる。
次いで、ステップＳ１０２では、クランク角センサ４２によって検出されたクランク角が、例えばＡＴＤＣ４５°のような所定値以上になったか否かが、例えばＥＣＵ４０によって判定される。ＹＥＳのときには、ステップＳ１０４に進み、ＮＯのときには、ステップＳ１０３に進む。
ステップＳ１０３では、カウンタの値ｐがインクリメントされ、ステップＳ１０１に戻る。ステップＳ１０４では、クランク角の値および筒内圧Ｐの値をバッファする処理が終了せしめられる。図４、図７および図１０中の「バッファ区間」は、ステップＳ１０１が実行されてから、ステップＳ１０４が実行されるまでのクランク角期間を示している。
図３に示すルーチンは、例えばメイン噴射（図４、図７および図１０参照）の開始時期に開始される。まずステップＳ１００では、カウンタの値ｐがゼロにセットされる。次いで、ステップＳ１０１では、クランク角センサ４２（図１参照）によって検出されたクランク角の値、および、筒内圧センサ３０（図１参照）によって検出された筒内圧Ｐの値が、ＥＣＵ４０（図１参照）にバッファされる。
次いで、ステップＳ１０２では、クランク角センサ４２によって検出されたクランク角が、例えばＡＴＤＣ４５°のような所定値以上になったか否かが、例えばＥＣＵ４０によって判定される。ＹＥＳのときには、ステップＳ１０４に進み、ＮＯのときには、ステップＳ１０３に進む。
ステップＳ１０３では、カウンタの値ｐがインクリメントされ、ステップＳ１０１に戻る。ステップＳ１０４では、クランク角の値および筒内圧Ｐの値をバッファする処理が終了せしめられる。図４、図７および図１０中の「バッファ区間」は、ステップＳ１０１が実行されてから、ステップＳ１０４が実行されるまでのクランク角期間を示している。
次いで、ステップＳ１０５では、図４、図７および図１０中の「バッファ区間」にステップＳ１０１においてバッファされた筒内圧Ｐに基づき、熱発生量算出部４０ａ（図１参照）によって、バッファ区間における熱発生量Ｑが算出される。また、熱発生量Ｑに基づき、熱発生率算出部４０ｂ（図１参照）によって、バッファ区間における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図６（Ａ）、図９（Ａ）および図１２（Ａ）参照）が算出される。さらに、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）に基づき、１階微分値算出部４０ｃ（図１参照）によって、バッファ区間における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図６（Ｂ）、図９（Ｂ）および図１２（Ｂ）参照）が算出される。また、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）に基づき、２階微分値算出部４０ｄ（図１参照）によって、バッファ区間における２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）（図６（Ｃ）、図９（Ｃ）および図１２（Ｃ）参照）が算出される。
次いで、ステップＳ１０６では、バッファ区間における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）（図６（Ａ）、図９（Ａ）および図１２（Ａ）参照）に基づき、第１点算出部４０ｎ（図２参照）によって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が最大値になる点である第１点Ａａ（図６（Ａ）参照）、Ａｂ（図９（Ａ）参照）、Ａｃ（図１２（Ａ）参照）が算出される。
次いで、ステップＳ１０７では、第１点Ａａ、Ａｂ、Ａｃのクランク角ＣＡａｍａｘ（図６（Ａ）参照）、ＣＡｂｍａｘ（図９（Ａ）参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１２（Ａ）参照）よりも進角側のバッファ区間における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）および２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が取得される。
次いで、ステップＳ１０８では、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの閾値αから正の値に切り替わるときの第１クランク角ＣＡａ１（図６参照）、ＣＡｂ１（図９参照）、ＣＡｃ１（図１２参照）が取得される。また、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）が負の値から正の値に切り替わるときの第２クランク角ＣＡａ２（図６参照）、ＣＡｂ２（図９参照）、ＣＡｃ２（図１２参照）が取得される。さらに、２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が負の値から正の値に切り替わるときの第３クランク角ＣＡａ３（図６参照）、ＣＡｂ３（図９参照）、ＣＡｃ３（図１２参照）が取得される。
次いで、ステップＳ１０７では、第１点Ａａ、Ａｂ、Ａｃのクランク角ＣＡａｍａｘ（図６（Ａ）参照）、ＣＡｂｍａｘ（図９（Ａ）参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１２（Ａ）参照）よりも進角側のバッファ区間における熱発生率（ｄＱ／ｄθ）、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）および２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が取得される。
次いで、ステップＳ１０８では、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの閾値αから正の値に切り替わるときの第１クランク角ＣＡａ１（図６参照）、ＣＡｂ１（図９参照）、ＣＡｃ１（図１２参照）が取得される。また、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）が負の値から正の値に切り替わるときの第２クランク角ＣＡａ２（図６参照）、ＣＡｂ２（図９参照）、ＣＡｃ２（図１２参照）が取得される。さらに、２階微分値（ｄ３Ｑ／ｄθ３）が負の値から正の値に切り替わるときの第３クランク角ＣＡａ３（図６参照）、ＣＡｂ３（図９参照）、ＣＡｃ３（図１２参照）が取得される。
次いで、ステップＳ１０９では、第１クランク角ＣＡａ１、ＣＡｂ１、ＣＡｃ１から熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘまでのクランク角期間である第１クランク角期間Ｐａ１（図６（Ａ）参照）、Ｐｂ１（図９（Ａ）参照）、Ｐｃ１（図１２（Ａ）参照）が算出される。また、第２クランク角ＣＡａ２、ＣＡｂ２、ＣＡｃ２から熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘまでのクランク角期間である第２クランク角期間Ｐａ２（図６（Ｂ）参照）、Ｐｂ２（図９（Ｂ）参照）、Ｐｃ２（図１２（Ｂ）参照）が算出される。さらに、第３クランク角ＣＡａ３、ＣＡｂ３、ＣＡｃ３から熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘまでのクランク角期間である第３クランク角期間Ｐａ３（図６（Ｃ）参照）、Ｐｂ３（図９（Ｃ）参照）、Ｐｃ３（図１２（Ｃ）参照）が算出される。
また、ステップＳ１０９では、第１クランク角期間Ｐａ１、Ｐｂ１、Ｐｃ１、第２クランク角期間Ｐａ２、Ｐｂ２、Ｐｃ２、および、第３クランク角期間Ｐａ３、Ｐｂ３、Ｐｃ３のうちの最も短いクランク角期間である最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）（＝ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）（＝ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）（＝ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）が選択される。
また、ステップＳ１０９では、第１クランク角期間Ｐａ１、Ｐｂ１、Ｐｃ１、第２クランク角期間Ｐａ２、Ｐｂ２、Ｐｃ２、および、第３クランク角期間Ｐａ３、Ｐｂ３、Ｐｃ３のうちの最も短いクランク角期間である最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）（＝ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）（＝ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）（＝ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）が選択される。
次いで、ステップＳ１１０では、最小クランク角期間（ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）（図４参照）、（ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）（図７参照）、（ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）（図１０参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図４、図７および図１０参照）が算出される。
図３に示す例では、例えば、最小クランク角期間（ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）（図４参照）、（ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）（図７参照）、（ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）（図１０参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線上の任意の２点（例えば、第１点Ａａ、Ａｂ、Ａｃ、および、他の１点）を結ぶ直線の傾きが、ステップＳ１１０において算出される傾きとして用いられる。
他の例では、代わりに、例えば、最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）（＝ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）（＝ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）（＝ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図６（Ｂ）、図９（Ｂ）および図１２（Ｂ）参照）の移動平均値を、ステップＳ１１０において算出される傾きとして用いることもできる。この例によれば、２点の筒内圧Ｐのデータのみに基づいて傾き（図４、図７および図１０参照）が算出される場合よりも、筒内圧センサ３０（図１参照）のノイズの影響を軽減することができる。
図３に示す例では、例えば、最小クランク角期間（ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）（図４参照）、（ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）（図７参照）、（ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）（図１０参照）におけるクランク角−熱発生率特性曲線上の任意の２点（例えば、第１点Ａａ、Ａｂ、Ａｃ、および、他の１点）を結ぶ直線の傾きが、ステップＳ１１０において算出される傾きとして用いられる。
他の例では、代わりに、例えば、最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）（＝ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）（＝ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）（＝ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）における１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）（図６（Ｂ）、図９（Ｂ）および図１２（Ｂ）参照）の移動平均値を、ステップＳ１１０において算出される傾きとして用いることもできる。この例によれば、２点の筒内圧Ｐのデータのみに基づいて傾き（図４、図７および図１０参照）が算出される場合よりも、筒内圧センサ３０（図１参照）のノイズの影響を軽減することができる。
次いで、ステップＳ１１１では、第１点Ａａ（図４参照）、Ａｂ（図７参照）、Ａｃ（図１０参照）を通る直線であって、最小クランク角期間（ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、（ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、（ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）におけるクランク角−熱発生率特性曲線の傾き（図４、図７および図１０参照）を傾きとして有する直線Ｌａ（図４参照）、Ｌｂ（図７参照）、Ｌｃ（図１０参照）が算出される。また、直線Ｌａ、Ｌｂ、Ｌｃ上の点であって、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）がゼロになる点である第２点Ｃａ（図４参照）、Ｃｂ（図７参照）、Ｃｃ（図１０参照）が算出される。さらに、第２点Ｃａ、Ｃｂ、Ｃｃのクランク角ＣＡａｘ（図４参照）、ＣＡｂｘ（図７参照）、ＣＡｃｘ（図１０参照）が算出され、メイン噴射により燃料噴射弁２６（図１参照）から噴射される燃料の着火時期であると推定される。
上述したように、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射の影響が除外された最小クランク角期間Ｐａｍｉｎ（図６（Ａ）参照）（＝ＣＡａ１〜ＣＡａｍａｘ）、Ｐｂｍｉｎ（図９（Ｂ）参照）（＝ＣＡｂ２〜ＣＡｂｍａｘ）、Ｐｃｍｉｎ（図１２（Ｃ）参照）（＝ＣＡｃ３〜ＣＡｃｍａｘ）における筒内圧Ｐを用いることにより、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期が推定される。そのため、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、パイロット噴射が実行される場合であってもメイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができる。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を推定するために、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ（図６参照）、ＣＡｂｍａｘ（図９参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１２参照）以降の筒内圧Ｐが用いられない。そのため、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、アフター噴射、あるいは、メイン噴射により噴射される燃料の燃焼後半に生じるヒステリシスの影響などを除外することができる。
また、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を推定するために、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ（図６参照）、ＣＡｂｍａｘ（図９参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１２参照）以降の筒内圧Ｐが用いられない。そのため、第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、アフター噴射、あるいは、メイン噴射により噴射される燃料の燃焼後半に生じるヒステリシスの影響などを除外することができる。
図１３は比較例を説明するための図である。
詳細には、図１３（Ａ）および図１３（Ｂ）に示す比較例では、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の上昇開始時期が用いられる。
パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい図１３（Ａ）に示す例では、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによって、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を推定することができる。ところが、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さい図１３（Ｂ）に示す例では、パイロット噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率が、メイン噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率に重畳してしまうため、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによっては、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を推定することができない。
つまり、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の上昇開始時期のみが用いられる図１３（Ａ）および図１３（Ｂ）に示す比較例では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが異なる場合に、着火時期判定閾値を変更しなければ、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を推定することができない。
詳細には、図１３（Ａ）および図１３（Ｂ）に示す比較例では、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の上昇開始時期が用いられる。
パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい図１３（Ａ）に示す例では、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによって、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を推定することができる。ところが、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さい図１３（Ｂ）に示す例では、パイロット噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率が、メイン噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率に重畳してしまうため、熱発生率（ｄＱ／ｄθ）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによっては、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を推定することができない。
つまり、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の上昇開始時期のみが用いられる図１３（Ａ）および図１３（Ｂ）に示す比較例では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが異なる場合に、着火時期判定閾値を変更しなければ、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を推定することができない。
図１３（Ｃ）および図１３（Ｄ）に示す比較例では、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために、筒内圧Ｐの２階微分値（ｄ２Ｐ／ｄθ２）が用いられる。
パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい図１３（Ｃ）に示す例では、筒内圧Ｐの２階微分値（ｄ２Ｐ／ｄθ２）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによって、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を推定することができる。ところが、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さい図１３（Ｄ）に示す例では、パイロット噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率が、メイン噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率に重畳してしまうため、筒内圧Ｐの２階微分値（ｄ２Ｐ／ｄθ２）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによっては、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を検出（推定）することができない。
つまり、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために筒内圧Ｐの２階微分値（ｄ２Ｐ／ｄθ２）のみが用いられる図１３（Ｃ）および図１３（Ｄ）に示す比較例では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが異なる場合に、着火時期判定閾値を変更しなければ、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を推定することができない。
パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが大きい図１３（Ｃ）に示す例では、筒内圧Ｐの２階微分値（ｄ２Ｐ／ｄθ２）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによって、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を推定することができる。ところが、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが小さい図１３（Ｄ）に示す例では、パイロット噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率が、メイン噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率に重畳してしまうため、筒内圧Ｐの２階微分値（ｄ２Ｐ／ｄθ２）が略ゼロの着火時期判定閾値を設定することによっては、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期であるメイン着火時期を検出（推定）することができない。
つまり、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期（燃焼開始時期）を推定するために筒内圧Ｐの２階微分値（ｄ２Ｐ／ｄθ２）のみが用いられる図１３（Ｃ）および図１３（Ｄ）に示す比較例では、パイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが異なる場合に、着火時期判定閾値を変更しなければ、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を推定することができない。
図１４は他の比較例を説明するための図である。詳細には、図１４において、「正常センサ」は筒内圧センサが正常な場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線を示しており、「異常センサ」はデポジットの堆積などによって筒内圧センサの出力が異常になった場合におけるクランク角−熱発生率特性曲線を示している。
図１４に示す他の比較例では、上述した燃焼質量割合ＭＦＢが特定の値になったときが燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期であると推定される。
つまり、図１４に示す他の比較例では、熱発生区間の全域を用いることによって、燃焼質量割合ＭＦＢが１００％になるクランク角が算出され、さらに、燃焼質量割合ＭＦＢが特定の値になるクランク角が算出され、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期が推定される。その結果、図１４に示すように筒内圧センサの出力に異常がある場合に、燃焼後半（図１４参照）におけるヒステリシスの影響などが、着火時期の推定誤差につながってしまう。
すなわち、図１４に示す他の比較例では、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができない。
図１４に示す他の比較例では、上述した燃焼質量割合ＭＦＢが特定の値になったときが燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期であると推定される。
つまり、図１４に示す他の比較例では、熱発生区間の全域を用いることによって、燃焼質量割合ＭＦＢが１００％になるクランク角が算出され、さらに、燃焼質量割合ＭＦＢが特定の値になるクランク角が算出され、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期が推定される。その結果、図１４に示すように筒内圧センサの出力に異常がある場合に、燃焼後半（図１４参照）におけるヒステリシスの影響などが、着火時期の推定誤差につながってしまう。
すなわち、図１４に示す他の比較例では、燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期を正確に推定することができない。
第１の実施形態の内燃機関の制御装置が適用された図３に示す例では、図３に示す処理が例えばメイン噴射（図４、図７および図１０参照）の開始時期に開始されるが、他の例では、代わりに、例えば、パイロット噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率が、メイン噴射により噴射された燃料の燃焼による熱発生率に重畳する場合にのみ、図３に示す処理を実行することもできる。つまり、図３に示す処理は、エンジン回転速度ＮＥ、熱発生量Ｑマップ（図示せず）の全域で実行しなくてもよい。
具体的には、他の例では、エンジン回転速度ＮＥを換算することによって得られるパイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが、上述した第２の場合（図７、図８および図９参照）および第３の場合（図１０、図１１および図１２参照）に該当するときに、図３に示す処理が実行される。一方、他の例では、上述した第１の場合（図４、図５および図６参照）に該当するとき、あるいは、パイロット噴射が存在しないときに、図３に示す処理が実行されず、クランク角ＣＡａ１（図４、図５および図６参照）に基づき、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡａｘ（図４参照）に相当する時点）が推定される。
具体的には、他の例では、エンジン回転速度ＮＥを換算することによって得られるパイロット噴射とメイン噴射とのインターバルが、上述した第２の場合（図７、図８および図９参照）および第３の場合（図１０、図１１および図１２参照）に該当するときに、図３に示す処理が実行される。一方、他の例では、上述した第１の場合（図４、図５および図６参照）に該当するとき、あるいは、パイロット噴射が存在しないときに、図３に示す処理が実行されず、クランク角ＣＡａ１（図４、図５および図６参照）に基づき、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期（クランク角ＣＡａｘ（図４参照）に相当する時点）が推定される。
第１の実施形態の内燃機関の制御装置では、メイン噴射により噴射される燃料の着火時期を正確に推定するために熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ（図４参照）、ＣＡｂｍａｘ（図７参照）、ＣＡｃｍａｘ（図１０参照）が用いられるが、本発明に関連する発明の実施形態の内燃機関の制御装置では、代わりに、例えば、筒内圧センサ３０（図１参照）のノイズの影響などによって熱発生率最大値の精度が低い場合に、筒内圧センサ３０のノイズの影響などを避けるために、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側のクランク角の値を用いることもできる。
詳細には、本発明に関連する発明の実施形態の内燃機関の制御装置では、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の値が所定の閾値より大きいクランク角の値が、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側のクランク角の値として用いられる。
詳細には、本発明に関連する発明の実施形態の内燃機関の制御装置では、１階微分値（ｄ２Ｑ／ｄθ２）の値が所定の閾値より大きいクランク角の値が、熱発生率最大値クランク角ＣＡａｍａｘ、ＣＡｂｍａｘ、ＣＡｃｍａｘよりも進角側のクランク角の値として用いられる。
第２の実施形態では、上述した第１の実施形態および各例を適宜組み合わせることもできる。
１０ 内燃機関
１２ ピストン
１４ 燃焼室
１４’ 気筒
１６ 吸気通路
１８ 排気通路
２０ 吸気弁
２２ 排気弁
２４ スロットルバルブ
２６ 燃料噴射弁
２８ 点火プラグ
３０ 筒内圧センサ
４０ ＥＣＵ
４０ａ 熱発生量算出部
４０ｂ 熱発生率算出部
４０ｃ １階微分値算出部
４０ｄ ２階微分値算出部
４０ｅ 熱発生率最大値クランク角算出部
４０ｆ 第１クランク角算出部
４０ｇ 第２クランク角算出部
４０ｈ 第３クランク角算出部
４０ｉ 第１クランク角期間算出部
４０ｊ 第２クランク角期間算出部
４０ｋ 第３クランク角期間算出部
４０ｌ 最小クランク角期間選択部
４０ｍ クランク角−熱発生率特性曲線算出部
４０ｎ 第１点算出部
４０ｏ 最小クランク角期間熱発生率傾き算出部
４０ｐ 着火時期推定用直線算出部
４０ｑ 第２点算出部
４０ｒ 着火時期推定部
４２ クランク角センサ
４４ エアフローメータ
１２ ピストン
１４ 燃焼室
１４’ 気筒
１６ 吸気通路
１８ 排気通路
２０ 吸気弁
２２ 排気弁
２４ スロットルバルブ
２６ 燃料噴射弁
２８ 点火プラグ
３０ 筒内圧センサ
４０ ＥＣＵ
４０ａ 熱発生量算出部
４０ｂ 熱発生率算出部
４０ｃ １階微分値算出部
４０ｄ ２階微分値算出部
４０ｅ 熱発生率最大値クランク角算出部
４０ｆ 第１クランク角算出部
４０ｇ 第２クランク角算出部
４０ｈ 第３クランク角算出部
４０ｉ 第１クランク角期間算出部
４０ｊ 第２クランク角期間算出部
４０ｋ 第３クランク角期間算出部
４０ｌ 最小クランク角期間選択部
４０ｍ クランク角−熱発生率特性曲線算出部
４０ｎ 第１点算出部
４０ｏ 最小クランク角期間熱発生率傾き算出部
４０ｐ 着火時期推定用直線算出部
４０ｑ 第２点算出部
４０ｒ 着火時期推定部
４２ クランク角センサ
４４ エアフローメータ
Claims (1)
- 気筒と、
前記気筒内の燃焼圧である筒内圧を検出する筒内圧センサと、
燃料噴射弁と、
クランク角センサとを具備する内燃機関の制御装置において、
前記筒内圧に基づいて熱発生量を算出する熱発生量算出部と、
単位クランク角当たりの前記熱発生量である熱発生率を算出する熱発生率算出部と、
前記熱発生率の微分値である１階微分値を算出する１階微分値算出部と、
前記１階微分値の微分値である２階微分値を算出する２階微分値算出部と、
前記熱発生率が最大値になるときのクランク角である熱発生率最大値クランク角を算出する熱発生率最大値クランク角算出部と、
前記熱発生率が略ゼロから正の値に切り替わるときのクランク角であって、前記熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第１クランク角を算出する第１クランク角算出部と、
前記１階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、前記熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第２クランク角を算出する第２クランク角算出部と、
前記２階微分値が負の値から正の値に切り替わるときのクランク角であって、熱発生率最大値クランク角よりも進角側のクランク角である第３クランク角を算出する第３クランク角算出部と、
前記第１クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第１クランク角期間を算出する第１クランク角期間算出部と、
前記第２クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第２クランク角期間を算出する第２クランク角期間算出部と、
前記第３クランク角から前記熱発生率最大値クランク角までのクランク角期間である第３クランク角期間を算出する第３クランク角期間算出部と、
前記第１クランク角期間、前記第２クランク角期間および前記第３クランク角期間のうちの最も短いクランク角期間である最小クランク角期間を選択する最小クランク角期間選択部と、
前記熱発生率とクランク角との関係を示すクランク角−熱発生率特性曲線を算出するクランク角−熱発生率特性曲線算出部と、
前記クランク角−熱発生率特性曲線上の点であって、前記熱発生率が最大値になる点である第１点を算出する第１点算出部と、
前記最小クランク角期間における前記クランク角−熱発生率特性曲線の傾きである最小クランク角期間熱発生率傾きを算出する最小クランク角期間熱発生率傾き算出部と、
前記第１点を通る直線であって、前記最小クランク角期間熱発生率傾きを傾きとして有する直線である着火時期推定用直線を算出する着火時期推定用直線算出部と、
前記着火時期推定用直線上の点であって、前記熱発生率がゼロになる点である第２点を算出する第２点算出部と、
前記第２点のクランク角の値が、前記燃料噴射弁から噴射される燃料の着火時期である、と推定する着火時期推定部とを具備することを特徴とする内燃機関の制御装置。
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Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2020016181A (ja) * | 2018-07-25 | 2020-01-30 | スズキ株式会社 | 内燃機関の燃焼制御装置 |
Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005240722A (ja) * | 2004-02-27 | 2005-09-08 | Nissan Motor Co Ltd | ディーゼル機関の制御装置 |
| JP2010196528A (ja) * | 2009-02-24 | 2010-09-09 | Nissan Motor Co Ltd | 圧縮着火式内燃機関の燃焼制御装置 |
| JP2010196581A (ja) * | 2009-02-25 | 2010-09-09 | Honda Motor Co Ltd | 内燃機関の燃料噴射制御装置 |
| JP2012092748A (ja) * | 2010-10-27 | 2012-05-17 | Toyota Motor Corp | 内燃機関のＮＯｘ発生量推定装置及び制御装置 |
| WO2013183163A1 (ja) * | 2012-06-08 | 2013-12-12 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関の燃焼状態診断装置 |
-
2016
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Patent Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005240722A (ja) * | 2004-02-27 | 2005-09-08 | Nissan Motor Co Ltd | ディーゼル機関の制御装置 |
| JP2010196528A (ja) * | 2009-02-24 | 2010-09-09 | Nissan Motor Co Ltd | 圧縮着火式内燃機関の燃焼制御装置 |
| JP2010196581A (ja) * | 2009-02-25 | 2010-09-09 | Honda Motor Co Ltd | 内燃機関の燃料噴射制御装置 |
| JP2012092748A (ja) * | 2010-10-27 | 2012-05-17 | Toyota Motor Corp | 内燃機関のＮＯｘ発生量推定装置及び制御装置 |
| WO2013183163A1 (ja) * | 2012-06-08 | 2013-12-12 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関の燃焼状態診断装置 |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2020016181A (ja) * | 2018-07-25 | 2020-01-30 | スズキ株式会社 | 内燃機関の燃焼制御装置 |
| JP7124516B2 (ja) | 2018-07-25 | 2022-08-24 | スズキ株式会社 | 内燃機関の燃焼制御装置 |
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