JP4958850B2 - 内燃機関の混合気温度推定装置 - Google Patents

Description

本発明は、吸気弁、ピストン等の燃焼室の内壁の一部を構成する燃焼室構成部材の温度を推定する内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置に関する。

内燃機関（特に、ディーゼル機関）において、過渡運転状態にて、狙いとする燃焼を実現するためには、着火時期を狙いとする時期に精度良く制御する必要がある。着火時期を狙いとする時期に精度良く制御するためには、燃焼室内に吸入されているガス（筒内ガス）の温度を精度良く推定し、この推定結果に基づいて燃料噴射時期を精度良く制御する必要がある。

圧縮行程中、或いは、圧縮端（圧縮上死点）での筒内ガス温度は、圧縮行程開始時点での筒内ガス温度（圧縮開始時筒内ガス温度）に大きく依存する。以上より、過渡運転状態において着火時期を精度良く制御するためには、過渡運転状態において圧縮開始時筒内ガス温度を精度良く推定する必要がある。

圧縮開始時筒内ガス温度は、吸気弁の周囲を通過する前の吸気の温度（吸気弁通過前吸気温度）よりも十分に高い吸気弁、ピストン等の燃焼室構成部材の温度に影響を受ける。従って、特許文献１では、吸気弁通過前吸気温度（具体的には、吸気温度センサによる検出される温度）に、吸気弁の周囲を通過した吸気が燃焼室構成部材等から受ける熱伝達に基づく温度上昇量を加えることで、圧縮開始時筒内ガス温度を推定するようになっている。
特開２００５−２７３５１３号公報

上述のように、圧縮開始時筒内ガス温度は、燃焼室構成部材の温度に影響を受ける。従って、過渡運転状態において圧縮開始時筒内ガス温度を精度良く推定するためには、過渡運転状態において燃焼室構成部材の温度を精度良く推定する必要がある。燃焼室構成部材の温度の推定手法としては種々のものが提案されている（例えば、特許文献２を参照）。
特開２００５−２３３０７８号公報

ところで、燃料噴射後（特に、燃焼後）における燃焼室内では、混合気（即ち、燃焼室に噴射された燃料、及び燃焼室内に吸入されている筒内ガスの一部分であって燃料と混ざり合う部分からなるガス（燃焼に寄与するガス））と、噴射された燃料と混ざり合わずに混合気の周辺に存在する筒内ガスの残りの部分（周辺筒内ガス、燃焼に寄与しないガス）と、が存在する。従って、燃焼室構成部材は、混合気のみならず周辺筒内ガスとも接触し得、この結果、混合気のみならず周辺筒内ガスからも熱伝達を受ける。

燃焼室内において混合気の温度と周辺筒内ガスの温度とは当然に異なる。従って、過渡運転状態において燃焼室構成部材の温度を精度良く推定するためには、燃焼室構成部材が混合気から受ける熱伝達と、燃焼室構成部材が周辺筒内ガスから受ける熱伝達とを個別に考慮する必要があると考えられる。しかしながら、燃焼室構成部材が混合気から受ける熱伝達と、燃焼室構成部材が周辺筒内ガスから受ける熱伝達とを個別に考慮して燃焼室構成部材の温度を推定することは未だ提案されていない。

本発明の目的は、燃焼室構成部材が混合気から受ける熱伝達と、燃焼室構成部材が周辺筒内ガスから受ける熱伝達とを個別に考慮して、過渡運転状態において燃焼室構成部材の温度を精度良く推定できる内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置を提供することにある。

本発明に係る内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置は、混合気温度算出手段と、周辺筒内ガス温度算出手段と、混合気接触面積算出手段と、周辺筒内ガス接触面積算出手段と、混合気熱伝達量算出手段と、周辺筒内ガス熱伝達量算出手段と、部材温度算出手段とを備える。以下、個別に概説していく。

混合気温度算出手段は、混合気（＝内燃機関の燃焼室に噴射された燃料＋燃焼室内に吸入されている筒内ガスの一部分であって燃料と混ざり合う部分であり、燃焼に寄与するガス）の温度を算出する。「混合気の温度」は、混合気の温度を代表する温度であればよく、例えば、混合気の最高温度（最高火炎温度）、圧縮端での混合気の温度、所定クランク角度範囲内での混合気温度の平均値等、である。これらは、周知の手法の一つにより算出され得る。

周辺筒内ガス温度算出手段は、周辺筒内ガス（＝噴射された燃料と混ざり合わずに混合気の周辺に存在する筒内ガスの残りの部分であり、燃焼に寄与しないガスであり、ＥＧＲガスを含む）の温度を算出する。「周辺筒内ガスの温度」も、周辺筒内ガスの温度を代表する温度であればよく、例えば、圧縮端での周辺筒内ガスの温度、所定クランク角度範囲内での周辺筒内ガスの温度の平均値等、である。これらも、周知の手法の一つにより算出され得る。

混合気接触面積算出手段は、前記混合気が前記燃焼室内にて球形状をもって滞留するとの仮定のもと、前記滞留中において前記混合気が燃焼室構成部材（＝燃焼室の内壁の一部を構成する部材）に接触する面積である混合気接触面積を算出する。

「球形状」としたのは、混合気接触面積の算出を容易にするため等の理由に基づく。球形状の混合気（＝噴射燃料＋筒内ガスの一部分であって燃料と混ざり合う部分）の大きさは、少なくとも噴射燃料の量に大きく依存する。従って、噴射燃料の量が大きく変化する過渡運転状態では、球形状の混合気の大きさが大きく変化し得、この結果、混合気接触面積も大きく変化し得る。

周辺筒内ガス接触面積算出手段は、前記燃焼室構成部材が構成する前記燃焼室の内壁の一部の全面積から前記混合気接触面積を除いて得られる、前記周辺筒内ガスが前記燃焼室構成部材に接触する面積である周辺筒内ガス接触面積を算出する。上述のように、過渡運転状態では、混合気接触面積が大きく変化し得るから、周辺筒内ガス接触面積も大きく変化し得る。

混合気熱伝達量算出手段は、前記混合気接触面積と、前記混合気の温度と、前記燃焼室構成部材の温度とに基づいて、前記混合気と前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量である混合気熱伝達量を算出する。上述のように、過渡運転状態では、混合気接触面積が大きく変化し得るから、混合気熱伝達量も大きく変化し得る。

周辺筒内ガス熱伝達量算出手段は、前記周辺筒内ガス接触面積と、前記周辺筒内ガスの温度と、前記燃焼室構成部材の温度とに基づいて、前記周辺筒内ガスと前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量である周辺筒内ガス熱伝達量を算出する。上述のように、過渡運転状態では、周辺筒内ガス接触面積が大きく変化し得るから、周辺筒内ガス熱伝達量も大きく変化し得る。

部材温度算出手段は、前記混合気熱伝達量と、前記周辺筒内ガス熱伝達量とに基づいて、前記燃焼室構成部材の温度を算出する。このように、上記構成によれば、過渡運転状態において時々刻々と変化し得る混合気接触面積（従って、混合気熱伝達量）と、周辺筒内ガス接触面積（従って、周辺筒内ガス熱伝達量）とが個別に考慮されて、燃焼室構成部材の温度が推定される。従って、過渡運転状態において、燃焼室構成部材の温度を精度良く推定することができる。

上記本発明に係る燃焼室構成部材の温度推定装置において、前記燃焼室構成部材が前記内燃機関の吸気弁である場合、具体的には、例えば、前記混合気接触面積算出手段は、前記噴射された燃料の量と、前記混合気の温度と、前記混合気の圧力とに基づいて、前記滞留中における球形状の前記混合気の直径（大きさ）を算出する直径算出手段と、ピストンの頂部に形成された凹形状の（円柱状の）キャビティ（穴）の底壁面と、前記吸気弁における前記燃焼室の内壁の一部を構成する部分と、の間の距離（例えば、着火時期での距離等）を算出する距離算出手段と、を備え、前記混合気が前記キャビティの底壁及び側壁近傍にて球形状をもって滞留するとの仮定のもと、前記混合気の直径が前記距離以下の場合、前記混合気接触面積をゼロに算出し、前記混合気の直径が前記距離よりも大きい場合、前記混合気接触面積を、前記混合気の直径が前記距離に対して大きい量に基づいて算出するように構成され得る。

或いは、前記燃焼室構成部材が頂部に凹形状の（円柱状の）キャビティ（穴）が形成された前記内燃機関のピストンである場合、具体的には、例えば、前記混合気接触面積算出手段は、前記噴射された燃料の量と、前記混合気の温度と、前記混合気の圧力とに基づいて、前記滞留中における球形状の前記混合気の直径（大きさ）を算出する直径算出手段を備え、前記混合気が前記キャビティの底壁及び側壁近傍にて球形状をもって滞留するとの仮定のもと、前記混合気の直径が前記キャビティの深さ以下の場合、前記混合気接触面積を前記混合気の全表面積の半分に算出し、前記混合気の直径が前記キャビティの深さよりも大きい場合、前記混合気接触面積を、前記混合気の直径が前記キャビティの深さに対して大きい量に基づいて算出するように構成され得る。

ここにおいて、燃料が燃料噴射弁の複数の噴孔から噴射される場合、各噴孔から噴射された燃料に係わる混合気が個別にキャビティの底壁及び側壁近傍にて球形状をもってそれぞれ滞留すると仮定され、球形状の「混合気の直径（大きさ）」は、１つの噴孔から噴射された燃料に係わる混合気に関する値として算出される。

上記本発明に係る燃焼室構成部材の温度推定装置においては、前記内燃機関の吸気弁の周囲を通過する前の吸気の温度である吸気弁通過前吸気温度を算出する吸気温度算出手段を備え、前記部材温度算出手段は、前記吸気弁通過前吸気温度と前記燃焼室構成部材の温度（前回値）とに基づいて、前記吸気弁の周囲を通過した吸気と前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量を算出し、前記熱伝達量にも基づいて、前記燃焼室構成部材の温度を算出するように構成されることが好適である。

これによれば、燃焼室構成部材が吸気弁の周囲を通過した吸気へ伝達する熱が考慮されて燃焼室構成部材の温度が推定される。従って、過渡運転状態において、燃焼室構成部材の温度がより一層精度良く推定され得る。

また、本発明に係る内燃機関の筒内ガス温度推定装置は、内燃機関の吸気弁の周囲を通過する前の吸気の温度である吸気弁通過前吸気温度を算出する吸気温度算出手段と、前記吸気弁通過前吸気温度と、上述した本発明に係る燃焼室構成部材の温度推定装置により推定された前記燃焼室構成部材の温度と、に基づいて、前記吸気弁の周囲を通過した吸気と前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量を算出し、前記熱伝達量に基づいて、前記燃焼室内に吸入されている筒内ガスの圧縮行程開始時点での温度を算出する圧縮開始時筒内ガス温度算出手段とを備える。

これにより、吸気弁通過前吸気温度に、吸気弁の周囲を通過した吸気が燃焼室構成部材から受ける熱伝達に基づく温度上昇量を加えることで、圧縮開始時筒内ガス温度が推定される。このとき、上述のように、過渡運転状態において精度良く推定され得る燃焼室構成部材の温度に基づいて上記熱伝達に基づく温度上昇量が算出されるから、過渡運転状態において、圧縮開始時筒内ガス温度が精度良く推定され得る。

この場合、前記圧縮開始時筒内ガス温度算出手段は、吸気が前記燃焼室に吸入される前に既に前記燃焼室内に残留している残留ガスのエネルギーを算出し、前記残留ガスのエネルギーにも基づいて、前記筒内ガスの圧縮行程開始時点での温度を算出するように構成されることが好適である。

残留ガスの温度も、吸気弁、ピストン等の燃焼室構成部材の温度と同様、吸気弁通過前吸気温度よりも十分に高い。従って、圧縮開始時筒内ガス温度は、燃焼室構成部材の温度のみならず、残留ガスの温度にも影響を受ける。以上より、上記構成によれば、過渡運転状態において、圧縮開始時筒内ガス温度がより一層精度良く推定され得る。

以下、本発明による内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置、及び内燃機関の筒内ガス温度推定装置の実施形態について図面を参照しつつ説明する。

図１は、本発明の実施形態に係る燃焼室構成部材の温度推定装置及び筒内ガス温度推定装置を４気筒内燃機関（ディーゼル機関）１０に適用したシステム全体の概略構成を示している。このシステムは、燃料供給系統を含むエンジン本体２０、エンジン本体２０の各気筒の燃焼室（筒内）にガスを導入するための吸気系統３０、エンジン本体２０からの排ガスを放出するための排気系統４０、排気還流を行うためのＥＧＲ装置５０、及び電気制御装置６０を含んでいる。

エンジン本体２０の各気筒の上部には、ニードルを利用した燃料噴射弁ＩＮＪがそれぞれ配設されている。

吸気系統３０は、エンジン本体２０の各気筒の燃焼室にそれぞれ接続された吸気マニホールド３１、吸気マニホールド３１の上流側集合部に接続され吸気マニホールド３１とともに吸気通路を構成する吸気管３２、吸気管３２内に回動可能に保持されたスロットル弁３３、スロットル弁３３の上流において吸気管３２に順に介装されたインタクーラー３４、過給機３５のコンプレッサ３５ａ、及び吸気管３２の先端部に配設されたエアクリーナ３６を含んでいる。

排気系統４０は、エンジン本体２０の各気筒にそれぞれ接続された排気マニホールド４１、排気マニホールド４１の下流側集合部に接続された排気管４２、排気管４２に配設された過給機３５のタービン３５ｂ、及び排気管４２に介装されたディーゼルパティキュレートフィルタ（ＤＰＮＲ）４３を含んでいる。排気マニホールド４１及び排気管４２は排気通路を構成している。

ＥＧＲ装置５０は、排気ガスを還流させる通路（ＥＧＲ通路）を構成する排気還流管５１と、排気還流管５１に介装されたＥＧＲ制御弁５２と、ＥＧＲクーラー５３とを備えている。排気還流管５１はタービン３５ｂの上流側排気通路（排気マニホールド４１）とスロットル弁３３の下流側吸気通路（吸気マニホールド３１）を連通している。ＥＧＲ制御弁５２は電気制御装置６０からの駆動信号に応答し、再循環される排気ガス量（排気還流量、ＥＧＲガス流量）を変更し得るようになっている。

電気制御装置６０は、互いにバスで接続されたＣＰＵ、ＣＰＵが実行するプログラム、テーブル（マップ）、及び定数等を予め記憶したＲＯＭ、ＲＡＭ、バックアップＲＡＭ、並びにＡＤコンバータを含むインターフェース等からなるマイクロコンピュータである。

上記インターフェースは、熱線式エアフローメータ７１、吸気温センサ７２、吸気管圧力センサ７３、吸気酸素濃度センサ７４、筒内圧力センサ７５、エンジン回転速度センサ７６、冷却水温センサ７７、排気温センサ７８、排気管圧力センサ７９、空燃比センサ８１、及びアクセル開度センサ８２と接続されていて、これらのセンサからの信号をＣＰＵに供給するようになっている。

また、インターフェースは、燃料噴射弁ＩＮＪ、図示しないスロットル弁アクチュエータ、及びＥＧＲ制御弁５２と接続されていて、ＣＰＵの指示に応じてこれらに駆動信号を送出するようになっている。

熱線式エアフローメータ７１は、吸気通路内を通過する吸入空気の質量流量（単位時間当りの吸入空気（新気）流量）を計測するようになっている。吸気温センサ７２は、吸気マニホールド３１内を通過する吸気の温度（マニホールド内吸気温度）を検出するようになっている。吸気管圧力センサ７３は、内燃機関１０の燃焼室に吸入されるガスの圧力（吸気マニホールド３１内を通過する吸気の圧力、吸気圧力）を検出するようになっている。吸気酸素濃度センサ７４は、内燃機関１０の燃焼室に吸入されるガス中の酸素濃度（吸気酸素濃度）を検出するようになっている。

筒内圧力センサ７５は、燃焼室内のガスの圧力（筒内圧力）を検出するようになっている。エンジン回転速度センサ７６は、実クランク角度とともにエンジン１０の回転速度であるエンジン回転速度を検出するようになっている。冷却水温センサ７７は、エンジン１０を冷却する冷却水の温度（冷却水温）を検出するようになっている。排気温センサ７８は、燃焼室から排出されるガスの温度（排気温度）を検出するようになっている。排気管圧力センサ７９は、燃焼室から排出されるガスの圧力（排気圧力）を検出するようになっている。空燃比センサ８１は、ＤＰＮＲ４３の下流の排ガスの空燃比を検出するようになっている。アクセル開度センサ８２は、アクセルペダルＡＰの操作量（アクセル開度）を検出するようになっている。

（燃焼室構成部材の温度の推定）
図２（ａ）は、内燃機関１０の燃焼室を模式的に示した主要断面図である。図２（ａ）に示したように、本例では、燃焼室は、吸気弁Ｖｉｎの底壁面、及びピストンＰＩの頂面、並びに、図示しないシリンダヘッド内壁面、図示しない円筒状のシリンダ内壁面、図示しない排気弁の底壁面により画定されている。ピストンＰＩの頂面には、シリンダの軸心と同軸的に、曲面からなる側壁及び底壁から構成される回転対称形の凹部（以下、「キャビティ」と称呼する。）が形成されている。

即ち、燃焼室の内壁の一部を構成する「燃焼室構成部材」となり得る部材としては、吸気弁Ｖｉｎ、ピストンＰＩ、図示しないシリンダヘッド、図示しないシリンダ、図示しない排気弁等が挙げられる。本例では、これらのうちで「燃焼室構成部材」として、吸気弁Ｖｉｎ、及びピストンＰＩが採用され、吸気弁Ｖｉｎの温度（表面温度）Ｔｖ、及びピストンＰＩの温度（表面温度）Ｔｐが推定される。

吸気弁Ｖｉｎは、主として、燃焼室内のガス（具体的には、後述する混合気及び周辺筒内ガス）、燃焼室に流入する吸気、及びシリンダヘッドにおける吸気弁Ｖｉｎの着座部（シート部）と、それぞれ熱伝達を行うと考えられる。ピストンＰＩは、主として、燃焼室内のガス（具体的には、後述する混合気及び周辺筒内ガス）、燃焼室に流入する吸気、及びシリンダの内壁と、それぞれ熱伝達を行うと考えられる。係る観点より、本例では、吸気弁Ｖｉｎの温度Ｔｖは、下記(1)式、(2)式に従って算出・更新され、ピストンＰＩの温度Ｔｐは、下記(3)式、(4)式に従って算出・更新される。

上記(1)式において、Ｔｖ(ｋ)，Ｔｖ(ｋ−１)はそれぞれ、今回の作動サイクルにおける吸気弁Ｖｉｎの温度、前回の作動サイクルにおける吸気弁Ｖｉｎの温度である。ΔＴｖは、Ｔｖ(ｋ)が更新される時間間隔における吸気弁Ｖｉｎの温度上昇量であり、ΔＴｖは、上記(2)式に従って算出される。

上記(2)式において、Ｍｖ，Ｃｖはそれぞれ、吸気弁Ｖｉｎの質量、定圧比熱である。Ｑ１ｖは、Ｔｖ(ｋ)が更新される時間間隔において吸気弁Ｖｉｎが燃焼室内のガス（具体的には、後述する混合気及び周辺筒内ガス）から受ける熱伝達の量である。Ｑ１ｖについては後に詳述する。

Ｑ２ｖは、Ｔｖ(ｋ)が更新される時間間隔において吸気弁Ｖｉｎが燃焼室に流入する吸気に与える熱伝達の量であり、Ｑ３ｖは、Ｔｖ(ｋ)が更新される時間間隔において吸気弁Ｖｉｎがシリンダヘッドシート部に与える熱伝達の量である。Ｑ２ｖ，Ｑ３ｖはそれぞれ、下記(5)式、(6)式にて表すことができる。なお、ＭａｐＸ(ａ，ｂ，…)は、ａ，ｂ，…を引数とするＸを求めるためのテーブルを表す（以下も同じ）。

上記(5)式において、Ｔｉｎ２は、吸気弁Ｖｉｎの周囲を通過する前（直前）の吸気の温度（吸気弁通過前吸気温度）である。Ｔｉｎ２の算出については後述する。上記(6)式において、Ｔｓｅａｔは、シリンダヘッドシート部の温度である。Ｔｓｅａｔは、周知の手法の一つにより算出され得る。また、Ｔｓｅａｔは、冷却水温と強い相関があるから、上記(6)式において、Ｔｓｅａｔを、冷却水温センサ７７から検出される冷却水温ＴＨＷと置き換えることができる。或いは、Ｔｓｅａｔは、潤滑油温と強い相関があるから、上記(6)式において、Ｔｓｅａｔを、潤滑油温センサ（図示せず）から検出される潤滑油温Ｔｏｉｌと置き換えることができる。

Ｑ２ｖは、Ｔｖ(ｋ−１)とＴｉｎ２との差が大きいほどより大きい値に決定され、Ｑ３ｖは、Ｔｖ(ｋ−１)とＴｓｅａｔ（又はＴＨＷ，Ｔｏｉｌ）との差が大きいほどより大きい値に決定される。

上記(3)式において、Ｔｐ(ｋ)，Ｔｐ(ｋ−１)はそれぞれ、今回の作動サイクルにおけるピストンＰＩの温度、前回の作動サイクルにおけるピストンＰＩの温度である。ΔＴｐは、Ｔｐ(ｋ)が更新される時間間隔におけるピストンＰＩの温度上昇量であり、ΔＴｐは、上記(4)式に従って算出される。

上記(4)式において、Ｍｐ，Ｃｐはそれぞれ、ピストンＰＩの質量、定圧比熱である。Ｑ１ｐは、Ｔｐ(ｋ)が更新される時間間隔においてピストンＰＩが燃焼室内のガス（具体的には、後述する混合気及び周辺筒内ガス）から受ける熱伝達の量である。Ｑ１ｐについては後に詳述する。

Ｑ２ｐは、Ｔｐ(ｋ)が更新される時間間隔においてピストンＰＩが燃焼室に流入する吸気に与える熱伝達の量であり、Ｑ３ｐは、Ｔｐ(ｋ)が更新される時間間隔においてピストンＰＩがシリンダ内壁に与える熱伝達の量である。Ｑ２ｐ，Ｑ３ｐはそれぞれ、下記(7)式、(8)式にて表すことができる。

上記(8)式において、Ｔｗａｌｌは、シリンダ内壁の温度である。Ｔｗａｌｌは、周知の手法の一つにより算出され得る。また、Ｔｗａｌｌは、冷却水温と強い相関があるから、上記(8)式において、Ｔｗａｌｌを、冷却水温センサ７７から検出される冷却水温ＴＨＷと置き換えることができる。或いは、Ｔｗａｌｌは、潤滑油温と強い相関があるから、上記(8)式において、Ｔｗａｌｌを、潤滑油温センサ（図示せず）から検出される潤滑油温Ｔｏｉｌと置き換えることができる。

Ｑ２ｐは、Ｔｖ(ｋ−１)とＴｉｎ２との差が大きいほどより大きい値に決定され、Ｑ３ｐは、Ｔｖ(ｋ−１)とＴｗａｌｌ（又はＴＨＷ，Ｔｏｉｌ）との差が大きいほどより大きい値に決定される。以上、上記(1)式〜(8)式においてＱ１ｖ，Ｑ１ｐ以外の変数等について説明した。

<Ｑ１ｖ，Ｑ１ｐの算出>
以下、上記(2)式のＱ１ｖ、及び上記(4)式のＱ１ｐの算出について詳述する。内燃機関１０では、燃料噴射弁ＩＮＪは、その軸心がシリンダの軸心と一致するように図示しないシリンダヘッドに固定配置されている。その先端には、噴射される燃料が、図２（ａ）（ｂ）に示すように、互いに均等な角度をもって８方向に、シリンダの軸心を中心軸とした仮想円錐状に、且つ、キャビティの側壁と底壁の境界近傍に向けて拡散していくように、８個の噴孔が設けられている。

８つの噴孔から噴射された燃料はそれぞれ、燃焼室内に存在しているガスの一部分（混合気形成筒内ガス）と混ざり合って混合気（燃焼に寄与するガス）を形成する。本例では、図２（ａ）（ｂ）に微細なドットで示したように、これらの混合気が、キャビティの底壁及び側壁近傍にて球形状をもって８箇所にてそれぞれ滞留するもの（燃焼前も燃焼後も）と仮定する。「球形状」としたのは、後述する混合気接触面積Ａ１ｖ等の計算の簡略化等の観点からである。

以下、説明の便宜上、或いは、計算の簡略化のため、図３に示すように、ピストンＰＩのキャビティが、直径Ｄ、深さＣの円柱状の凹形状からなるものと仮定する。また、吸気弁Ｖｉｎは、その底壁面（直径ｄの円形平面）がキャビティの底壁面と平行な状態を維持しながらピストンの移動方向と平行に移動すると仮定するとともに、着火時点での吸気弁Ｖｉｎの底壁面とキャビティの底壁面との距離をＨとする。

上記のように混合気が滞留している状態（燃焼前も燃焼後も）において、混合気の周囲には、燃焼室内に存在しているガスであって噴射された燃料と混ざり合わなかったもの（周辺筒内ガス、燃焼に寄与しないガスであり、ＥＧＲガス、残留ガスを含む）が存在する。従って、吸気弁Ｖｉｎ及びピストンＰＩは、混合気（＝燃料噴霧＋混合気形成筒内ガス）のみならず周辺筒内ガスとも接触し得、この結果、混合気のみならず周辺筒内ガスからも熱伝達を受ける。

ここで、燃焼室内において、混合気（＝燃料噴霧＋混合気形成筒内ガス）の温度と周辺筒内ガスの温度とは当然に異なる。従って、過渡運転状態において吸気弁Ｖｉｎ及びピストンＰＩの温度を精度良く推定するためには、吸気弁Ｖｉｎ及びピストンＰＩが混合気から受ける熱伝達と、吸気弁Ｖｉｎ及びピストンＰＩが周辺筒内ガスから受ける熱伝達とを個別に考慮する必要があると考えられる。以上のことを考慮して、Ｑ１ｖ，Ｑ１ｐは、以下のように算出される。

<<Ｑ１ｖの算出>>
先ず、上記(2)式のＱ１ｖの算出方法から説明する。Ｑ１ｖは、下記(9)式に従って算出される。

上記(9)式において、Ａ１ｖは、上述のように滞留中の混合気が吸気弁Ｖｉｎの底壁面と接触する面積（混合気接触面積）である。Ａ１ｖの算出については後に詳述する。α１ｖは、吸気弁Ｖｉｎが滞留中の混合気から受ける熱伝達における熱伝達係数（本例では、一定）である。Ｔｆは、混合気の代表温度である。本例では、Ｔｆとして、着火時期を含む所定クランク角度範囲内での混合気温度の平均値が採用される。Ｔｆの算出については後述する。

Ａ２ｖは、滞留中の混合気の周囲に存在する周辺筒内ガスが吸気弁Ｖｉｎの底壁面と接触する面積（周辺筒内ガス接触面積）である。Ａ２ｖの算出についても後述する。α２ｖは、吸気弁Ｖｉｎが周辺筒内ガスから受ける熱伝達における熱伝達係数（本例では、一定）である。Ｔｇは、周辺筒内ガスの代表温度である。本例では、Ｔｇとして、着火時期を含む所定クランク角度範囲内での周辺筒内ガス温度の平均値が採用される。Ｔｇの算出については後述する。

以上、上記(9)式において、右辺の第１項は、Ｔｖ(ｋ)が更新される時間間隔において吸気弁Ｖｉｎが滞留中の混合気から受ける熱伝達の量を表し、右辺の第２項は、Ｔｖ(ｋ)が更新される時間間隔において吸気弁Ｖｉｎが滞留中の混合気の周囲に存在する周辺筒内ガスから受ける熱伝達の量を表す。以下、混合気接触面積Ａ１ｖ、及び周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｖの算出について説明する。

上述のようにキャビティの底壁及び側壁近傍にて滞留する球形状の各混合気の大きさ（直径）は、燃料噴射量、混合気の温度及び圧力に依存して変化すると考えられる。以下、先ず、滞留する球形状の各混合気の直径Ｄｓの算出について説明する。

上述のように、混合気は、燃料噴霧と混合気形成筒内ガスからなる。総燃料噴射量（質量）をｑｆｉｎ、混合気形成筒内ガスとなるべく吸気系統３０から吸入される吸気マニホールド３１内のガス（吸気ガス）の酸素濃度（質量濃度）をＲｏｘｉ、理論空燃比をＡＦｔｈ、空気中における酸素の質量割合を２３．２とすると、質量ｑｆｉｎの燃料が完全燃焼するために必要な前記吸気ガスの量（質量）Ｇは、下記(10)式にて表すことができる。ＡＦｔｈは、理論空燃比である。Ｒｏｘｉは、吸気酸素濃度センサ７４の検出結果から取得され得る。

従って、１つの噴孔から噴射される燃料についての混合気の体積Ｖ１は、下記(11)式にて表すことができる。(11)式において、Ｎは、噴孔数（本例では、８）である。ρｍは、混合気の密度であり、下記(12)式にて表すことができる。(12)式において、Ｐｍは、混合気の圧力である。Ｐｍとしては、例えば、筒内圧力センサ７５から検出される燃焼室内の着火時点での圧力等が使用され得る。ρｍは、混合気代表温度Ｔｆが高いほど小さく、混合気圧力Ｐｍが小さいほど小さい。

従って、滞留する球形状の各混合気の直径Ｄｓは、下記(13)式にて表すことができる。これにより、Ｄｓは、総燃料噴射量ｑｆｉｎが大きいほど大きく、混合気代表温度Ｔｆが高いほど大きく、混合気圧力Ｐｍが小さいほど大きくなる。

上述のようにして得られるＤｓを用いて、球形状の各混合気の表面積Ａｓは、下記(14)式にて表すことができ、各混合気の表面積Ａｓの総和（全表面積）Ａｓａｌｌは、下記(15)式にて表すことができる。

混合気接触面積Ａ１ｖは、このＡｓａｌｌを用いて、下記(16)式に従って算出される。(16)式において、Ａｖｕｌは、吸気弁Ｖｉｎの底壁面の表面積である。Ｒｖは係数であり、以下のように決定される。

先ず、図４に示すように、Ｄｓ≦Ｈの場合を想定する。この場合、図４に示すように、滞留する球形状の各混合気は、吸気弁Ｖｉｎとは接触しないと考える。従って、この場合、Ｒｖ＝０に決定される。

次に、図５に示すように、Ｄｓ＞Ｈの場合を想定する。この場合、図５に示すように、滞留する球形状の各混合気は、吸気弁Ｖｉｎと接触すると考える。この場合、キャビティの底壁面及び側壁面に接する直径Ｄｓの球において、キャビティの底壁面と平行であってキャビティの底壁面から上方にＨだけ離れた平面よりも上方側に位置する部分の表面（図５において黒い領域に対応する部分の表面）の表面積をＡ１とすると、Ｒｖは、下記(17)式に従って決定される。Ａ１は、値Ｄｓと、値Ｈと、幾何学的な関係とから求めることができる。

上述のように、直径Ｄｓは、総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化する。この結果、上記(15)式、(16)式、(17)式から理解できるように、全表面積Ａｓａｌｌ、係数Ｒｖ、ひいては混合気接触面積Ａ１ｖが、総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化する。以上、混合気接触面積Ａ１ｖの算出について説明した。

周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｖは、下記(18)式に従って算出される。(18)式から理解できるように、Ａ２ｖは、吸気弁Ｖｉｎの底壁面の表面積Ａｖｕｌから混合気接触面積Ａ１ｖを除いた面積である。

この結果、上述のように混合気接触面積Ａ１ｖが総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化することに起因して、周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｖも、総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化する。以上、上記(9)式においてＴｆ，Ｔｇ以外の変数等について説明した。

<<Ｑ１ｐの算出>>
次に、上記(4)式のＱ１ｐの算出方法から説明する。Ｑ１ｐは、上述のＱ１ｖ（上記(9)式を参照）と同様、下記(19)式に従って算出される。

上記(19)式において、Ａ１ｐは、上述のように滞留中の混合気がピストンＰＩのキャビティの内壁面（底壁面＋側壁面）と接触する面積（混合気接触面積）である。Ａ１ｐの算出については後に詳述する。α１ｐは、ピストンＰＩが滞留中の混合気から受ける熱伝達における熱伝達係数（本例では、一定）である。

Ａ２ｐは、滞留中の混合気の周囲に存在する周辺筒内ガスがピストンＰＩのキャビティの内壁面（底壁面＋側壁面）と接触する面積（周辺筒内ガス接触面積）である。Ａ２ｐの算出についても後述する。α２ｐは、ピストンＰＩが周辺筒内ガスから受ける熱伝達における熱伝達係数（本例では、一定）である。

以上、上記(19)式において、右辺の第１項は、Ｔｐ(ｋ)が更新される時間間隔においてピストンＰＩが滞留中の混合気から受ける熱伝達の量を表し、右辺の第２項は、Ｔｐ(ｋ)が更新される時間間隔においてピストンＰＩが滞留中の混合気の周囲に存在する周辺筒内ガスから受ける熱伝達の量を表す。以下、混合気接触面積Ａ１ｐ、及び周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｐの算出について説明する。

混合気接触面積Ａ１ｐは、上述のＡ１ｖ（上記(16)式を参照）と同様、Ａｓａｌｌを用いて、下記(20)式に従って算出される。(20)式において、Ａｐｉｓは、ピストンＰＩのキャビティの内壁面（底壁面＋側壁面）の表面積である。Ｒｐは係数であり、以下のように決定される。

先ず、図６に示すように、Ｄｓ≦Ｃの場合を想定する。この場合、図６に示すように、滞留する球形状の各混合気は、ピストンＰＩのキャビティと接触すると考える。この場合、キャビティの底壁面及び側壁面に接する直径Ｄｓの球において、図６に示す断面に対して垂直であり且つ球の中心を通り且つキャビティの底壁面に対してキャビティの中心軸に近づくほど下がる方向に４５°の角度をなす平面よりも下方且つ外方側に位置する部分の表面（図６において黒い領域に対応する部分の表面）の表面積をＡ２（＝（１／２）・Ａｓ）とすると、Ｒｐは、下記(21)式に従って決定される。

次に、図７に示すように、Ｄｓ＞Ｃの場合を想定する。この場合、図７に示すように、滞留する球形状の各混合気は、吸気弁Ｖｉｎと接触すると考える。この場合、キャビティの底壁面及び側壁面に接する直径Ｄｓの球において、図７に示す断面に対して垂直であり且つ点Ｅ（キャビティの側壁の上端の角）を通り且つキャビティの底壁面に対してキャビティの中心軸に近づくほど下がる方向に４５°の角度をなす平面よりも下方且つ外方側に位置する部分の表面（図７において黒い領域に対応する部分の表面）の表面積をＡ３とすると、Ｒｐは、下記(22)式に従って決定される。Ａ３は、値Ｄｓと、値Ｃと、幾何学的な関係とから求めることができる。

上述のように、直径Ｄｓは、総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化する。この結果、上記(15)式、(20)式、(21)式、(22)式から理解できるように、全表面積Ａｓａｌｌ、係数Ｒｐ、ひいては混合気接触面積Ａ１ｐが、総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化する。以上、混合気接触面積Ａ１ｐの算出について説明した。

周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｐは、下記(23)式に従って算出される。(23)式から理解できるように、Ａ２ｐは、ピストンＰＩのキャビティの内壁面の表面積Ａｐｉｓから混合気接触面積Ａ１ｐを除いた面積である。

この結果、上述のように混合気接触面積Ａ１ｐが総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化することに起因して、周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｐも、総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して変化する。以上、上記(19)式においてＴｆ，Ｔｇ以外の変数等について説明した。

<<Ｔｆの算出>>
次に、上記(9)式、(19)式にて使用される混合気代表温度Ｔｆの算出について図８を参照しながら説明する。図８は、クランク角度に対する、燃焼室内のガス（筒内ガス）の温度Ｔｃ及び燃焼室内の容積（筒内ガス容積）Ｖｃの推移の一例を示している。図８において、実線は、燃焼に寄与するガス（混合気）の温度の推移を示し、破線は、燃焼に寄与しないガス（周辺筒内ガス）の温度の推移を示している。

図８において、ＣＡ０は圧縮開始時クランク角度であり、ＣＡｉｇは着火時期であり、ＴＤＣは圧縮上死点である。ＣＡｉｇにおいて、温度Ｔｃ２は着火直前の温度であり、温度Ｔｃ５は着火直後の温度である。即ち、本例では、着火時期ＣＡｉｇにおいて、燃焼による温度上昇が一時に発生して温度がＴｃ２からＴｃ５までステップ的に上昇するものと仮定する。

本例では、Ｔｆとして、圧縮開始時クランク角度ＣＡ０と着火時期ＣＡｉｇとの間の圧縮行程中の所定のクランク角度ＣＡ１から膨張行程中の所定のクランク角度ＣＡ７までの範囲内における、燃焼に寄与するガス（混合気）の温度の平均値が採用される。即ち、図８において斜線で示した領域の面積をＳ１とすると、Ｔｆは、下記(24)式に従って算出される。

以下、Ｓ１の算出について説明する。本例では、圧縮行程及び膨張行程において、上述の「燃焼による温度上昇」を除いて、「断熱変化」（Ｔｃ・Ｖｃ^κ−１＝一定）に基づいて、クランク角度の進行に従って温度が変化するものと仮定する。

ＣＡ０における温度（圧縮開始時筒内ガス温度）Ｔｃ０の算出については後に詳述する。Ｔｃ０が算出されると、「Ｔｃ・Ｖｃ^κ−１＝一定」を利用して、ＣＡ１における温度Ｔｃ１、及びＣＡｉｇにおける温度Ｔｃ２がそれぞれ算出され得る。また、ＣＡｉｇにおけるＴｃ５が算出されると、「Ｔｃ・Ｖｃ^κ−１＝一定」を利用して、ＴＤＣにおける温度Ｔｃ６、及びＣＡ７における温度Ｔｃ７がそれぞれ算出され得る。

従って、Ｔｃ５が算出できれば、Ｓ１を算出することができる。なお、Ｓ１として、図８に示した座標平面において、（ＣＡ１，Ｔｃ１）と（ＣＡｉｇ，Ｔｃ２）、（ＣＡｉｇ，Ｔｃ５）と（ＴＤＣ，Ｔｃ６）、（ＴＤＣ，Ｔｃ６）と（ＣＡ７，Ｔｃ７）をそれぞれ直線で結んで得られる面積を採用してもよい。

以下、Ｔｃ５の算出について説明する。Ｔｃ５は下記(25)式に従って算出される。(25)式において、Ｔｃ３は、燃焼する混合気が全て拡散燃焼したと仮定した場合における着火時期ＣＡｉｇでの「燃焼による温度上昇」後の温度であり、Ｔｃ４は、燃焼する混合気が全て予混合燃焼したと仮定した場合における着火時期ＣＡｉｇでの「燃焼による温度上昇」後の温度である。θは、燃焼する全混合気のうちで予混合燃焼が行われる割合である。θは、一定であってもよいし、ＮＥ及びｑｆｉｎに基づいて決定してもよい。

Ｔｃ３は下記(26)式に従って算出される。(26)式において、ΔＴ３は、混合気が全て拡散燃焼したと仮定した場合における燃焼による温度上昇量である。ΔＴ３は、下記(27)式に従って算出される。(27)式において、Ｋは、燃料の単位質量あたりの発熱量であり、Ｃｍは混合気の比熱である。Ｇｓは、質量ｑｆｉｎの燃料が拡散燃焼により完全燃焼するために必要な混合気形成筒内ガスの量（質量）であり、上記(10)式と類似する下記(28)式に従って算出される。(28)式において、ＡＦ１は拡散燃焼についての平均理論空燃比である。なお、(27)式において、Ｇｓを（Ｇｓ＋ｑｆｉｎ）に置き換えてもよい。

Ｔｃ４は下記(29)式に従って算出される。(29)式において、ΔＴ４は、混合気が全て予混合燃焼したと仮定した場合における燃焼による温度上昇量である。ΔＴ４は、下記(30)式に従って算出される。(30)式において、Ｇｃｙｌは、吸気行程において燃焼室に吸入されたガスの量（質量）であり、下記(31)式に従って算出される。(31)式において、Ｔｂａｓｅは定数であり、ａ，ｂは、エンジン回転速度ＮＥと、予め作製されたテーブルＭａｐａ（ＮＥ）、Ｍａｐｂ（ＮＥ）とからそれぞれ決定される。Ｔｉｎは吸気の温度であり、例えば、吸気温センサ７２の検出結果から得られる。Ｐｉｎは吸気の圧力であり、例えば、吸気管圧力センサ７３の検出結果から得られる。なお、(30)式において、Ｇｃｙｌを（Ｇｃｙｌ＋ｑｆｉｎ）に置き換えてもよい。

以上のようにＴｃ３、Ｔｃ４が算出できるから、上記(25)式に従って拡散燃焼と予混合燃焼との割合が考慮されてＴｃ５が算出できる。これにより、Ｓ１が算出できるから、上記(24)式に従って混合気代表温度Ｔｆが算出できる。

<<Ｔｇの算出>>
次に、上記(9)式、(19)式にて使用される周辺筒内ガス代表温度Ｔｇの算出について図８を参照しながら説明する。本例では、Ｔｇとして、Ｔｆと同様、クランク角度ＣＡ１かクランク角度ＣＡ７までの範囲内における、燃焼に寄与しないガス（周辺筒内ガス）の温度の平均値が採用される。即ち、図８において微細なドットで示した領域の面積をＳ２とすると、Ｔｇは、下記(32)式に従って算出される。

以下、Ｓ２の算出について説明する。周辺筒内ガスは燃焼しない。従って、本例では、圧縮行程及び膨張行程において、周辺筒内ガスの温度は、「断熱変化」（Ｔｃ・Ｖｃ^κ−１＝一定）にのみ基づいてクランク角度の進行に従って変化するものと仮定する。

そうすると、後に詳述するように圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０が算出されると、「Ｔｃ・Ｖｃ^κ−１＝一定」を利用して、ＣＡ１における温度Ｔｃ１、ＴＤＣにおける温度Ｔｃ６’、及びＣＡ７における温度Ｔｃ７’がそれぞれ算出され得る。この結果、Ｓ２を算出することができるから、上記(32)式に従って周辺筒内ガス温度Ｔｇが算出できる。

なお、Ｓ２として、図８に示した座標平面において、（ＣＡ１，Ｔｃ１）と（ＴＤＣ，Ｔｃ６’）、（ＴＤＣ，Ｔｃ６’）と（ＣＡ７，Ｔｃ７’）をそれぞれ直線で結んで得られる面積を採用してもよい。

以上より、上記(9)式、(19)式の右辺の変数の全てが算出できるから、Ｑ１ｖ，Ｑ１ｐが算出できる。従って、上記(2)式、(4)式の右辺の変数の全てが算出できるから、ΔＴｖ，ΔＴｐが算出できる。この結果、上記(1)式、(3)式に従って、吸気弁Ｖｉｎの温度Ｔｖ、ピストンＰＩの温度Ｔｐが逐次算出・更新され得る。

ここで、上述のように、混合気接触面積Ａ１ｖ，Ａ１ｐ、並びに周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｖ、Ａ２ｐが、過渡運転状態において時々刻々と変化し得る総燃料噴射量ｑｆｉｎ、混合気代表温度Ｔｆ、及び混合気圧力Ｐｍに依存して時々刻々と変化する。従って、Ａ１ｖ，Ａ２ｖを使用して算出される熱伝達量Ｑ１ｖ（上記(9)式を参照）、並びに、Ａ１ｐ，Ａ２ｐを使用して算出される熱伝達量Ｑ１ｐ（上記(19)式を参照）も、過渡運転状態において、ｑｆｉｎ、Ｔｆ、及びＰｍの変化に依存して時々刻々と変化し得る。

そして、このように、過渡運転状態においてｑｆｉｎ、Ｔｆ、及びＰｍの変化に依存して時々刻々と変化し得る熱伝達量Ｑ１ｖ，Ｑ１ｐが考慮されて、吸気弁Ｖｉｎの温度Ｔｖ、及びピストンＰＩの温度Ｔｐが逐次算出・更新される（上記(1)式〜(4)式を参照）。この結果、過渡運転状態において、Ｔｖ，Ｔｐを精度良く推定することができる。

（圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０の推定）
次に、本例における圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０の推定方法について図９を参照しながら説明する。図９に示すように、インテークマニホールド内の吸気の温度（マニホールド内吸気温度）をＴｉｎ１とすると、Ｔｉｎ１は、吸気温センサ７２から取得できる。

吸気行程において、インテークマニホールド内の温度Ｔｉｎ１の吸気は、高温の吸気ポートから熱伝達を受けながら吸気ポートを通過して吸気弁Ｖｉｎに到達する。従って、上記吸気弁通過前吸気温度Ｔｉｎ２（吸気弁Ｖｉｎの周囲を通過する直前の吸気の温度、上記(5)式、(7)式を参照）は、下記(33)式に従って求めることができる。

上記(33)式において、ΔＴｉｎ１は、吸気ポートからの熱伝達による吸気の温度上昇量であり、下記(34)式に従って求めることができる。(34)式において、Ｃｇは吸気の定圧比熱である。Ｑｉｎは、吸気ポートからの熱伝達の量であり、下記(35)式に従って求めることができる。(35)式において、Ｔｉｎｗは、吸気ポートの内壁の温度である。Ｔｉｎｗは、周知の手法の一つにより算出され得る。また、Ｔｉｎｗは、冷却水温と強い相関があるから、(35)式において、Ｔｉｎｗを、冷却水温センサ７７から検出される冷却水温ＴＨＷと置き換えることができる。或いは、Ｔｉｎｗは、潤滑油温と強い相関があるから、(35)式において、Ｔｉｎｗを、潤滑油温センサ（図示せず）から検出される潤滑油温Ｔｏｉｌと置き換えることができる。

次に、吸気弁Ｖｉｎの周囲を通過する直前の温度Ｔｉｎ２の吸気は、吸気弁Ｖｉｎの周囲を介して燃焼室に流入して筒内ガスとなる。このとき、筒内ガスは、高温の吸気弁Ｖｉｎ及びピストンＰＩから熱伝達を受ける。このように吸気弁Ｖｉｎ、及びピストンＰＩから熱伝達を受けた後の筒内ガスの温度をＴｉｎ３とすると、Ｔｉｎ３は、下記(36)式に従って求めることができる。

上記(36)式において、ΔＴｉｎ２は、吸気弁Ｖｉｎ及びピストンＰＩからの熱伝達による筒内ガスの温度上昇量であり、下記(37)式に従って求めることができる。(37)式において、Ｑ２ｖ，Ｑ２ｐはそれぞれ、上記(5)式、(7)式にて求められるＱ２ｖ，Ｑ２ｐと同じである。

次いで、吸気弁Ｖｉｎ、及びピストンＰＩから熱伝達を受けた後の温度Ｔｉｎ３の筒内ガスは、吸気が燃焼室に吸入される前に既に燃焼室内に残留していた高温のガス（残留ガス）と混ざり合う。このように残留ガスと混ざり合った後の新たな筒内ガスの温度をＴｃ０とすると、Ｔｃ０は、以下の手法により求めることができる。

温度Ｔｉｎ３の筒内ガスのエネルギーＥｇは、下記(38)にて表すことができる。また、残留ガスのエネルギーＥｅｘは、下記(39)式にて表すことができる。(39)式において、Ｃｅｘは、残留ガスの定圧比熱である。Ｔｅｘは、残留ガスの温度である。Ｔｅｘとしては、例えば、排気温センサ７８から検出される燃焼室内の排気上死点での温度等が使用され得る。Ｇｅｘは、残留ガスの量（質量）であり、下記(40)式に従って求めることができる。

(40)式において、Ｒは、残留ガスのガス定数である。Ｖｔｄｃは、排気上死点での燃焼室の容積である。Ｐｅｘは、残留ガスの圧力である。Ｐｅｘとしては、例えば、排気管圧力センサ７９から検出される燃焼室内の排気上死点での圧力等が使用され得る。

上記エネルギーＥｅｘを有する質量Ｇｅｘの残留ガスと上記エネルギーＥｇを有する質量Ｇｃｙｌの筒内ガスとが外部と熱交換を行うことなく混ざり合って、新たにエネルギー（Ｅｇ＋Ｅｅｘ）、質量（Ｇｃｙｌ＋Ｇｅｘ）、温度Ｔｃ０の筒内ガスが形成されるものとすると、下記(41)式が成立する。(41)式において、Ｃｅｑは、残留ガスと混ざり合った後の新たな筒内ガスの定圧比熱である。この(41)式をＴｃ０について整理すると、下記(42)式が得られる。

Ｔｃ０は、上記(42)式に従って求めることができる。そして、残留ガスと混ざり合った後の温度Ｔｃ０の筒内ガスが圧縮行程にて圧縮されると考えることができる。従って、本例では、このＴｃ０が、圧縮開始時筒内ガス温度とされる。

以上のように、圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０は、燃焼室に流入した吸気（従って、筒内ガス）が吸気弁Ｖｉｎ及びピストンＰＩから受ける熱伝達（Ｑ２ｖ，Ｑ２ｐ）に基づく温度上昇量ΔＴｉｎ２（上記(37)式を参照）が考慮されて、算出される。ここで、上述のように、Ｑ２ｖ，Ｑ２ｐ（従って、ΔＴｉｎ２）は、過渡運転状態において精度良く推定され得る吸気弁Ｖｉｎの温度Ｔｖ、ピストンＰＩの温度Ｔｐに基づいて算出される（上記(5)式、(7)式を参照）。この結果、圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０も、過渡運転状態において、精度良く推定され得る。

（噴射時期補正量の算出）
以下、図１０〜図１２にフローチャートで示したルーチンを参照しながら、上述のように算出される吸気弁温度Ｔｖ、ピストン温度Ｔｐ、並びに圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０を用いて噴射時期補正量を算出する手法について説明する。

図１０に示したルーチンでは、圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０の算出、及び噴射時期補正量の算出が行われる。図１０に示したルーチンは、例えば、圧縮行程中の所定の時点（例えば、吸気弁Ｖｉｎの閉弁時点等、噴射時期を決定すべき時点）が到来する毎に繰り返し実行される。

先ず、ステップ１００５では、吸気温センサ７２の検出結果に基づいて、マニホールド内吸気温度Ｔｉｎ１が取得される。次いで、ステップ１０１０では、上記(31)式、(33)式、(34)式、(35)式を利用して、吸気弁通過前吸気温度Ｔｉｎ２が算出される。次に、ステップ１０１５では、上記(5)式、(7)式を利用して、吸気弁Ｖｉｎと吸気との間で行われる熱伝達の量Ｑ２ｖ、及びピストンＰＩと吸気との間で行われる熱伝達の量Ｑ２ｐが算出される。上記(5)式、(7)式において、Ｔｖ(ｋ−１)，Ｔｐ(ｋ−１)としては、後述する図１１のルーチンのステップ１１４０にて更新されているＴｖ(ｋ)，Ｔｐ(ｋ)の最新値が使用される。

続いて、ステップ１０２０では、上記(36)式、(37)式を利用して、温度Ｔｉｎ３が算出される。次に、ステップ１０２５では、上記(38)式、(39)式、(40)式、(42)式を利用して、圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０が算出される。上記(39)式、(42)式において、残留ガスのエネルギーＥｅｘとしては、後述する図１１のルーチンのステップ１１４５にて更新されているＥｅｘの最新値が使用される。

次いで、ステップ１０３０では、エンジン回転速度ＮＥと、総燃料噴射量ｑｆｉｎと、予め作製されたテーブルＭａｐＴｃ０ｔ（ＮＥ，ｑｆｉｎ）とから、目標圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０ｔが決定される。このテーブルＭａｐＴｃ０ｔは、ＮＥとｑｆｉｎとを一定に維持した定常運転状態において圧縮行程開始時点での筒内ガス温度を計測する実験を、ＮＥとｑｆｉｎとの組み合わせを種々変更しながら繰り返すことで作製され得る。

次に、ステップ１０３５では、温度偏差ΔＴｃ０（＝Ｔｃ０ｔ−Ｔｃ０）が算出される。そして、ステップ１０４０にて、ΔＴｃ０に基づいて噴射時期補正量が算出されて、ステップ１０９５にて本ルーチンが一旦終了する。

これにより、ΔＴｃ０＞０の場合、噴射時期補正量が進角側に算出される。即ち、噴射時期が、基本噴射時期ＣＡｂａｓｅよりも進角側に決定される。これにより、過渡運転状態において、圧縮開始時筒内ガス温度が相対的に低い（従って、圧縮端温度が相対的に低い）ことに起因する「失火」の発生が抑制され得る。

なお、基本噴射時期ＣＡｂａｓｅは、ＮＥと、ｑｆｉｎと、予め作製されたテーブルＭａｐＣＡｂａｓｅ（ＮＥ，ｑｆｉｎ）とから決定される。このテーブルＭａｐＣＡｂａｓｅは、ＮＥとｑｆｉｎとを一定に維持した定常運転状態において着火時期を狙いとする時期に調整するために必要な噴射時期を適合する実験を、ＮＥとｑｆｉｎとの組み合わせを種々変更しながら繰り返すことで作製され得る。

一方、ΔＴｃ０＜０の場合、噴射時期補正量が遅角側に算出される。即ち、噴射時期が、基本噴射時期ＣＡｂａｓｅよりも遅角側に決定される。これにより、過渡運転状態において、圧縮開始時筒内ガス温度が相対的に高い（従って、圧縮端温度が相対的に高い）ことに起因する「燃焼騒音大」の発生が抑制され得る。

図１１に示したルーチンでは、吸気弁温度Ｔｖ、ピストン温度Ｔｐの算出が行われる。図１１に示したルーチンは、例えば、吸気行程中の所定の時点（例えば、吸気行程開始時点等）が到来する毎に繰り返し実行される。

先ず、ステップ１１０５では、前回の燃焼サイクルにおける着火時期ＣＡｉｇが取得される。ＣＡｉｇとしては、例えば、筒内圧力センサ７５から検出される筒内圧力の履歴に基づいて、筒内圧力が急激に増大したと判定される時期が使用され得る。また、取得されたＣＡｉｇに基づいて、着火時期での吸気弁Ｖｉｎの底壁面とピストンＰＩのキャビティの底壁面との距離Ｈが取得される。

次に、ステップ１１１０では、上記(24)式、(32)式を利用して、混合気代表温度Ｔｆ、及び周辺筒内ガス代表温度Ｔｇが算出される。次いで、ステップ１１１５を経由して、図１２に示すルーチンが実行される。図１２に示したルーチンでは、接触面積Ａ１ｖ，Ａ２ｖ，Ａ１ｐ，Ａ２ｐの算出が行われる。

先ず、ステップ１２０５では、上記(10)式、(11)式、(12)式を利用して、１つの噴孔から噴射される燃料についての混合気の体積Ｖ１が算出される。次いで、ステップ１２１０では、上記(13)式、(14)式を利用して、滞留する球形状の各混合気の直径Ｄｓ及び表面積Ａｓが算出される。

続いて、ステップ１２１５では、上記(15)式を利用して、各混合気の表面積の総和（全表面積）Ａｓａｌｌが算出される。次に、ステップ１２２０では、上記(17)式、(21)式、(22)式を利用して、係数Ｒｖ，Ｒｐが算出される。

続いて、ステップ１２２５では、上記(16)式を利用して、吸気弁Ｖｉｎについての混合気接触面積Ａ１ｖが算出され、続くステップ１２３０では、上記(18)式を利用して、吸気弁Ｖｉｎについての周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｖが算出される。

そして、ステップ１２３５では、上記(20)式を利用して、ピストンＰＩについての混合気接触面積Ａ１ｐが算出され、続くステップ１２４０では、上記(23)式を利用して、ピストンＰＩについての周辺筒内ガス接触面積Ａ２ｐが算出される。その後、図１１のステップ１１２０に戻る。

図１１のステップ１１２０では、上記(9)式、(19)式を利用して、吸気弁Ｖｉｎが燃焼室内のガスから受ける熱伝達の量Ｑ１ｖ、及びピストンＰＩが燃焼室内のガスから受ける熱伝達の量Ｑ１ｐが算出される。次いで、ステップ１１２５では、上述の図１０のステップ１０１５にて算出されたＱ２ｖ，Ｑ２ｐの最新値が取得される。

続いて、ステップ１１３０では、上記(6)式、(8)式を利用して、吸気弁Ｖｉｎがシリンダヘッドシート部に与える熱伝達の量Ｑ３ｖ、及びピストンＰＩがシリンダ内壁に与える熱伝達の量Ｑ３ｐが算出される。

次に、ステップ１１３５では、上記(2)式、(4)式を利用して、吸気弁Ｖｉｎの温度上昇量ΔＴｖ、及びピストンＰＩの温度上昇量ΔＴｐが算出され、続くステップ１１４０では、上記(1)式、(3)式を利用して、吸気弁温度Ｔｖ(ｋ)、及びピストン温度Ｔｐ(ｋ)が算出・更新される。これにより、Ｔｖ(ｋ−１)，Ｔｐ(ｋ−１)も、更新前のＴｖ(ｋ)，Ｔｐ(ｋ)にそれぞれ更新される。このように算出・更新されるＴｖ，Ｔｐは、上述のように、図１０のステップ１０１５にて使用される。

そして、ステップ１１４５では、上記(39)式を利用して、残留ガスのエネルギーＥｅｘが算出されて、ステップ１１９５にて本ルーチンが一旦終了する。このように算出されるＥｅｘは、上述のように、図１０のステップ１０２５にて使用される。

次に、図１３、図１４を参照しながら、図１０に示すルーチンに基づいて温度偏差ΔＴｃ０（＝Ｔｃ０ｔ−Ｔｃ０）による噴射時期補正を行うことによる作用・効果について説明する。なお、上述のように、Ｔｃ０は、過渡運転状態においても精度良く推定され得るから、Ｔｃ０は、過渡運転状態においても実際の圧縮開始時筒内ガス温度と精度良く一致するものとする。

図１３は、時刻ｔ１にて噴射量ｑｆｉｎがステップ的に増大した場合（加速）における目標圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０ｔ（ステップ１０３０を参照）、及び圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０（ステップ１０２５を参照）の変化の一例を示したタイムチャートである。この場合、図１３に示すように、上述のＭａｐＴｃ０ｔ（ＮＥ，ｑｆｉｎ）にて決定されるＴｃ０ｔは、時刻ｔ１にて、ｑｆｉｎのステップ的な増大に伴ってステップ的に増大する。

一方、Ｔｃ０は、時刻ｔ１以降、遅れを伴ってＴｃ０ｔに追従していく。この遅れは、残留ガス温度、並びに、吸気弁温度及びピストン温度が遅れを伴って増大していくことに基づく。この結果、時刻ｔ１以降の短期間に亘ってＴｃ０（即ち、実際の圧縮開始時筒内ガス温度）がＴｃ０ｔに対して不足する（換言すれば、ΔＴｃ０＞０となる）（図１３において微細なドットで示した領域を参照）。

ここで、温度偏差ΔＴｃ０による噴射時期補正が行われない場合（即ち、噴射時期が上記基本噴射時期ＣＡｂａｓｅそのものに決定される場合）、上述のように圧縮開始時筒内ガス温度（従って、圧縮端温度）に不足が生じる期間において「失火」が発生する可能性がある。これに対し、本例のように温度偏差ΔＴｃ０による噴射時期補正が行われる場合、上述のように圧縮開始時筒内ガス温度に不足が生じる期間（即ち、ΔＴｃ０＞０となる期間）において噴射時期がＣＡｂａｓｅよりも進角側に決定される。これにより、上述の「失火」の発生が抑制され得る。

図１４は、時刻ｔ２にて噴射量ｑｆｉｎがステップ的に減少した場合（減速）におけるＴｃ０ｔ（ステップ１０３０を参照）、及びＴｃ０（ステップ１０２５を参照）の変化の一例を示したタイムチャートである。この場合、図１４に示すように、上述のＭａｐＴｃ０ｔ（ＮＥ，ｑｆｉｎ）にて決定されるＴｃ０ｔは、時刻ｔ２にて、ｑｆｉｎのステップ的な減少に伴ってステップ的に減少する。

一方、Ｔｃ０は、時刻ｔ２以降、遅れを伴ってＴｃ０ｔに追従していく。この遅れは、残留ガス温度、並びに、吸気弁温度及びピストン温度が遅れを伴って減少していくことに基づく。この結果、時刻ｔ２以降の短期間に亘ってＴｃ０（即ち、実際の圧縮開始時筒内ガス温度）がＴｃ０ｔに対して過剰となる（換言すれば、ΔＴｃ０＜０となる）（図１４において微細なドットで示した領域を参照）。

ここで、温度偏差ΔＴｃ０による噴射時期補正が行われない場合（即ち、噴射時期が上記基本噴射時期ＣＡｂａｓｅそのものに決定される場合）、上述のように圧縮開始時筒内ガス温度（従って、圧縮端温度）が過剰となる期間において「燃焼騒音大」が発生する可能性がある。これに対し、本例のように温度偏差ΔＴｃ０による噴射時期補正が行われる場合、上述のように圧縮開始時筒内ガス温度が過剰となる期間（即ち、ΔＴｃ０＜０となる期間）において噴射時期がＣＡｂａｓｅよりも遅角側に決定される。これにより、上述の「燃焼騒音大」の発生が抑制され得る。

以上、本例のように温度偏差ΔＴｃ０による噴射時期補正が行われると、過渡運転状態において生じ得る上述した圧縮開始時筒内ガス温度の過不足に基づいて噴射時期が適切に補正され得る。この結果、過渡運転状態においても、着火時期が適切に調整されて「失火」や「燃焼騒音大」の発生を抑制することができる。

本発明は上記実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。例えば、上記実施形態では、目標圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０ｔと圧縮開始時筒内ガス温度Ｔｃ０との比較結果に基づいて噴射時期補正量が算出されているが、Ｔｃ０から周知の手法の一つに従って（例えば、冷却水温等に基づいて）圧縮端温度を算出するとともに、目標圧縮端温度をＮＥとｑｆｉｎとの組み合わせから決定し、目標圧縮端温度と算出された圧縮端温度との比較結果に基づいて噴射時期補正量が算出されてもよい。

また、上記実施形態では、上述した種々の熱伝達量（Ｑ１ｖ，Ｑ２ｖ，Ｑ３ｖ，Ｑ１ｐ，Ｑ２ｐ，Ｑ３ｐ等）がＮＥに依存して算出されていないが、上述した種々の熱伝達量がＮＥに依存して算出されてもよい。この場合、上述した種々の熱伝達量は、ＮＥが大きいほど（即ち、Ｔｖ，Ｔｐが更新される時間間隔が短いほど）より小さい値に計算される。

また、上記実施形態では、吸気弁温度ＴｖがＱ１ｖ，Ｑ２ｖ，Ｑ３ｖに基づいて算出・更新され、ピストン温度ＴｐがＱ１ｐ，Ｑ２ｐ，Ｑ３ｐに基づいて算出・更新されているが（上記(1)式〜(4)式を参照）、吸気弁温度ＴｖがＱ１ｖにのみ基づいて算出・更新され、ピストン温度ＴｐがＱ１ｐにのみ基づいて算出・更新されてもよい。

加えて、上記(5)式によるＱ２ｖの算出にあたり、吸気弁Ｖｉｎの周囲を通過した後（直後）の吸気の温度をＴｉｎ２’としたとき、(5)式中のＴｉｎ２を、Ｔｉｎ２’に置き換えてＱ２ｖを算出してもよい。同様に、上記(7)式によるＱ２ｐの算出にあたり、(7)式中のＴｉｎ２を、Ｔｉｎ２’に置き換えてＱ２ｐを算出してもよい。

本発明の実施形態に係る内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置及び筒内ガス温度推定装置を含む内燃機関の制御装置を４気筒内燃機関（ディーゼル機関）に適用したシステム全体の概略構成図である。 複数の噴孔から噴射された燃料に基づくそれぞれの混合気がピストンのキャビティの底壁及び側壁近傍にて球形状をもって個別に滞留する様子を示した図である。 ピストンのキャビティの形状、吸気弁の形状等を説明するための図である。 Ｄｓ≦Ｈの場合において、滞留する球形状の混合気が吸気弁とは接触しない様子を示した図である。 Ｄｓ＞Ｈの場合において、滞留する球形状の混合気が吸気弁と接触する様子を示した図である。 Ｄｓ≦Ｃの場合において、滞留する球形状の混合気がピストンのキャビティと接触する様子を示した図である。 Ｄｓ＞Ｃの場合において、滞留する球形状の混合気がピストンのキャビティと接触する様子を示した図である。 混合気代表温度を求める際に使用される筒内ガス温度の推移を示した図である。 吸気が燃焼室に吸入されて圧縮されるまでにおいて吸気が周辺に存在する種々のものから熱伝達を受ける様子を示した図である。 圧縮開始時筒内ガス温度の算出、及び噴射時期補正量の算出を行うルーチンを示したフローチャートである。 吸気弁温度、及びピストン温度の算出を行うルーチンを示したフローチャートである。 接触面積の算出を行うルーチンを示したフローチャートである。 噴射量がステップ的に増大した場合（加速）における目標圧縮開始時筒内ガス温度、及び圧縮開始時筒内ガス温度の変化の一例を示したタイムチャートである。 噴射量がステップ的に減少した場合（減速）における目標圧縮開始時筒内ガス温度、及び圧縮開始時筒内ガス温度の変化の一例を示したタイムチャートである。

符号の説明

６０…電気制御装置、７２…吸気温センサ、７３…吸気管圧力センサ、７５…筒内圧力センサ、７６…エンジン回転速度センサ、７７…冷却水温センサ、７８…排気温センサ、７９…排気管圧力センサ、ＩＮＪ…燃料噴射弁、ＰＩ…ピストン、吸気弁Ｖｉｎ

Claims (6)

1. 内燃機関の燃焼室に噴射された燃料、及び前記燃焼室内に吸入されている筒内ガスの一部分であって燃料と混ざり合う部分からなる混合気の温度を算出する混合気温度算出手段と、
   前記噴射された燃料と混ざり合わずに前記混合気の周辺に存在する前記筒内ガスの残りの部分である周辺筒内ガスの温度を算出する周辺筒内ガス温度算出手段と、
   前記混合気が前記燃焼室内にて球形状をもって滞留するとの仮定のもと、前記滞留中において前記混合気が前記燃焼室の内壁の一部を構成する燃焼室構成部材に接触する面積である混合気接触面積を算出する混合気接触面積算出手段と、
   前記燃焼室構成部材が構成する前記燃焼室の内壁の一部の全面積から前記混合気接触面積を除いて得られる、前記周辺筒内ガスが前記燃焼室構成部材に接触する面積である周辺筒内ガス接触面積を算出する周辺筒内ガス接触面積算出手段と、
   前記混合気接触面積と、前記混合気の温度と、前記燃焼室構成部材の温度とに基づいて、前記混合気と前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量である混合気熱伝達量を算出する混合気熱伝達量算出手段と、
   前記周辺筒内ガス接触面積と、前記周辺筒内ガスの温度と、前記燃焼室構成部材の温度とに基づいて、前記周辺筒内ガスと前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量である周辺筒内ガス熱伝達量を算出する周辺筒内ガス熱伝達量算出手段と、
   前記混合気熱伝達量と、前記周辺筒内ガス熱伝達量とに基づいて、前記燃焼室構成部材の温度を算出する部材温度算出手段と、
   を備えた、内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置。
2. 請求項１に記載の内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置において、
   前記燃焼室構成部材は、前記内燃機関の吸気弁であり、
   前記混合気接触面積算出手段は、
   前記噴射された燃料の量と、前記混合気の温度と、前記混合気の圧力とに基づいて、前記滞留中における球形状の前記混合気の直径を算出する直径算出手段と、
   ピストンの頂部に形成された凹形状のキャビティの底壁面と、前記吸気弁における前記燃焼室の内壁の一部を構成する部分と、の間の距離を算出する距離算出手段と、
   を備え、
   前記混合気が前記キャビティの底壁及び側壁近傍にて球形状をもって滞留するとの仮定のもと、
   前記混合気の直径が前記距離以下の場合、前記混合気接触面積をゼロに算出し、
   前記混合気の直径が前記距離よりも大きい場合、前記混合気接触面積を、前記混合気の直径が前記距離に対して大きい量に基づいて算出するように構成された内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置。
3. 請求項１に記載の内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置において、
   前記燃焼室構成部材は、頂部に凹形状のキャビティが形成された前記内燃機関のピストンであり、
   前記混合気接触面積算出手段は、
   前記噴射された燃料の量と、前記混合気の温度と、前記混合気の圧力とに基づいて、前記滞留中における球形状の前記混合気の直径を算出する直径算出手段を備え、
   前記混合気が前記キャビティの底壁及び側壁近傍にて球形状をもって滞留するとの仮定のもと、
   前記混合気の直径が前記キャビティの深さ以下の場合、前記混合気接触面積を前記混合気の全表面積の半分に算出し、
   前記混合気の直径が前記キャビティの深さよりも大きい場合、前記混合気接触面積を、前記混合気の直径が前記キャビティの深さに対して大きい量に基づいて算出するように構成された内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置。
4. 請求項１乃至請求項３の何れか一項に記載の内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置であって、
   前記内燃機関の吸気弁の周囲を通過する前の吸気の温度である吸気弁通過前吸気温度を算出する吸気温度算出手段を備え、
   前記部材温度算出手段は、
   前記吸気弁通過前吸気温度と前記燃焼室構成部材の温度とに基づいて、前記吸気弁の周囲を通過した吸気と前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量を算出し、前記熱伝達量にも基づいて、前記燃焼室構成部材の温度を算出するように構成された内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置。
5. 内燃機関の吸気弁の周囲を通過する前の吸気の温度である吸気弁通過前吸気温度を算出する吸気温度算出手段と、
   前記吸気弁通過前吸気温度と、請求項１乃至請求項４の何れか一項に記載の内燃機関の燃焼室構成部材の温度推定装置により推定された前記燃焼室構成部材の温度と、に基づいて、前記吸気弁の周囲を通過した吸気と前記燃焼室構成部材との間で行われる熱伝達の量を算出し、前記熱伝達量に基づいて、前記燃焼室内に吸入されている筒内ガスの圧縮行程開始時点での温度を算出する圧縮開始時筒内ガス温度算出手段と、
   を備えた、内燃機関の筒内ガス温度推定装置。
6. 請求項５に記載の内燃機関の筒内ガス温度推定装置において、
   前記圧縮開始時筒内ガス温度算出手段は、
   吸気が前記燃焼室に吸入される前に既に前記燃焼室内に残留している残留ガスのエネルギーを算出し、前記残留ガスのエネルギーにも基づいて、前記筒内ガスの圧縮行程開始時点での温度を算出するように構成された内燃機関の筒内ガス温度推定装置。

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