JP5983559B2 - 内燃機関の熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置 - Google Patents

Description

本発明は、ディーゼルエンジン等の内燃機関の熱発生率波形を作成する装置、および、その作成された熱発生率波形を利用して内燃機関の燃焼状態を診断する装置に関する。

従来、自動車用エンジン等として使用されるディーゼルエンジン（以下、単に「エンジン」という場合もある）では気筒内における燃料の燃焼状態を評価している。この燃焼状態の評価手法として具体的には、気筒内での熱発生率（クランクシャフトの単位回転角度当たりの熱発生量）の変化を表す熱発生率波形を用い、その波形が理想的な波形となっているか否かを判断することで気筒内での燃焼状態を評価している（例えば、特許文献１参照）。

特開２０１１−１０６３３４号公報 特開２００６−２２６１８８号公報 特開２００６−１８３４６６号公報

例えば理想的な熱発生率波形（以下、「理想熱発生率波形」という）と実際の熱発生率波形とを対比することによって燃焼状態の診断を行う場合などにあっては、前記理想熱発生率波形を作成するに当たって燃料の反応開始時期や反応速度等の波形構成要素を高い精度で求め、これによって理想熱発生率波形の適正化を図っておくことが重要である。なお、この理想熱発生率波形の用途としては、前記燃焼状態の診断に限らず、燃料性状の検出等、種々のものが挙げられる。

ところで、一般に、燃料の燃焼の安定化や排気エミッションの改善を図ることを目的として燃料に燃料添加剤が添加される場合がある。本発明の発明者は、この燃料添加剤が燃料に添加されている場合にあっては、この燃料添加剤が前記波形構成要素に影響を及ぼすことに着目した。そして、燃料と共に気筒内に噴射される燃料添加剤に基づいて前記波形構成要素を規定することで、理想熱発生率波形の適正化が図れることを見出した。

なお、特許文献２および特許文献３には、燃料のセタン価が低いほど、パイロット噴射での燃料のうち主噴射前に燃焼しきれない割合が大きくなり、主噴射での燃料の燃焼による熱発生率の最大値が基準セタン価燃料での熱発生率の最大値よりも大きくなることが開示されている。

しかしながら、前記理想熱発生率波形の形状を規定するために、「燃料と共に気筒内に噴射される燃料添加剤の影響を考慮すること」、および、「この燃料添加剤が大きく影響する燃料反応形態とその燃料反応形態における波形構成要素とを特定すること」についての具体的な提案は未だなされていない。

本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、気筒内での反応状態を高い精度で規定することが可能な内燃機関の熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置を提供することにある。

−発明の解決原理−
前記の目的を達成するために講じられた本発明の解決原理は、気筒内に供給される燃料添加剤が熱発生率波形に及ぼす影響を考慮して前記波形構成要素を規定することにより理想熱発生率波形の適正化が図れるようにしている。

−解決手段−
具体的に、本発明は、燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記気筒内での反応の熱発生率波形を作成する装置を対象とする。この熱発生率波形作成装置に対し、前記気筒内での燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形を作成するに際し、この反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤に応じて規定する構成としている。

なお、ここでいう「理想熱発生率波形」とは、指令噴射量に応じた噴射量（燃料の噴射量と燃料添加剤の噴射量との総和）、指令噴射圧力に応じた噴射圧力、指令噴射期間に応じた噴射期間が確保された状態を想定した理論上得られるべき熱発生率波形をいう。

また、ここでいう「燃料添加剤に応じて」とは、「燃料添加剤の種類や、燃料添加剤の混入率等といった、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の波形構成要素（反応の開始時期や反応速度）に影響を及ぼす燃料添加剤に係わるパラメータに応じて」を意味するものである。

一般に燃料添加剤の反応開始温度は、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始温度よりも高いため、燃料と共に燃料添加剤が気筒内に噴射された場合、気筒内の温度（燃焼場のガス温度）が燃料添加剤の反応開始温度に到達するまでは、この燃料添加剤は、燃料の反応を阻害する物質として作用する。そして、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として燃料添加剤は作用する。このため、燃料添加剤の影響によって、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低下したり反応開始時期が遅延したりする。このことを考慮し、気筒内での燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形を作成するに際し、その反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を、燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤に応じて規定することで、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。このため、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

また、気筒内の温度が、燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の反応開始温度以上の温度まで上昇している場合には、燃料添加剤にあっても高温酸化反応が開始している可能性が高く、燃料の反応を阻害する物質としての機能は低下することになる。つまり、燃料の拡散燃焼による高温酸化反応に対しての燃料添加剤の影響度合いは低くなっている。

このように、特に燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しての燃料添加剤の影響度合いが高くなっているため、本解決手段にあっては、この燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を燃料添加剤に応じて規定するようにしている。これにより適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。

なお、本発明でいう「理想熱発生率波形の作成」は、実際に理想熱発生率波形を描くものには限定されず、例えば理想熱発生率波形の作成が可能な程度まで、クランク軸の単位回転角度毎の熱発生量が規定された状態となっていることも含まれる概念である。

前記燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度に対する燃料添加剤の影響として具体的には、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成としている。

これは、気筒内の温度場が燃料添加剤の反応開始温度に達するまでは、この燃料添加剤が、燃料の酸化反応を阻害する物質（酸化に対する障害物；反応阻害物質）として作用することに起因する。つまり、燃料が予混合燃焼による高温酸化反応を行う際に、燃料添加剤が、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として作用し、これにより、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低下することになる。そして、この燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は、燃料添加剤混入率が高くなるほど低下することになる。

１サイクル中に、気筒内に向けて複数回に亘って燃料噴射が実行される場合に、前記燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度および反応開始時期に対する燃料添加剤の影響として具体的には、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、第１回目の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなり、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となると共にその反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成としている。

第１回目の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度、および、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなる理由は、前述した如く、燃料添加剤が、燃料の酸化反応を阻害する物質として作用するためである。一方、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となる理由は、燃料に燃料添加剤が添加されていることに起因して、第１回目の噴射燃料量（予熱のための噴射燃料量；有効燃料量）が減少し、燃焼場の予熱量が少なくなって、気筒内の温度が第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始温度に達するまでの時間が長くなるためである。

このように、第１回目の噴射における燃料の反応の波形構成要素に対する燃料添加剤の影響と、第２回目以降の噴射における燃料の反応の波形構成要素に対する燃料添加剤の影響とを個別に扱って理想熱発生率波形の形状を規定することにより、１サイクル中に複数回に亘って燃料噴射が実行される場合においても、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。

気筒内の温度が燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上となった場合における理想熱発生率波形の形状の規定手法として具体的には以下のものが挙げられる。まず、燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度が、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっている。そして、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上となった時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応が開始する波形となるように理想熱発生率波形の形状を規定する。

また、気筒内の温度が燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態、および、気筒内の温度が燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上である状態の両方で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合における理想熱発生率波形の形状の規定手法として具体的には以下のものが挙げられる。まず、燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度が、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっている。そして、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態、および、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上である状態の両方で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度に達した時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応と、この時点で前記燃料噴射弁から噴射されている燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応とが行われる波形となるように理想熱発生率波形の形状を規定する。

これらの特定事項により、燃料の高温酸化反応の開始温度と、燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度とに差があることを反映した理想熱発生率波形を作成することが可能になり、理想熱発生率波形の適正化を図ることができる。

また、前記理想熱発生率波形の作成手順としては、前記燃料の各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで作成される。

このように三角形に近似させた熱発生率波形モデルを作成し、この熱発生率波形モデルを利用して理想熱発生率波形を作成することにより、その作成のための演算処理の簡素化を図ることができ、ＥＣＵ等の演算手段への負荷の軽減を図ることができる。

前述した内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形を利用して燃焼状態を診断する装置として具体的には以下の構成が挙げられる。つまり、前記理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料および燃料添加剤が反応した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合に、燃料の反応に異常が生じていると診断する構成とするものである。

ここでいう「反応の異常」とは、内燃機関の運転に支障を来す程度の反応異常（機器の故障など）に限らず、内燃機関の制御パラメータの補正（または学習）が可能な（例えば排気エミッションや燃焼音を規制の範囲内に抑えるための補正が可能な）程度に、熱発生率波形に乖離が生じている場合も含むものである。

この特定事項により、燃料等の反応（反応形態）において、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、その反応に異常が生じていると診断することになる。例えば複数の反応それぞれに対して診断を行う場合、燃料の各反応それぞれは、特性（反応開始温度や反応速度等）が互いに異なっているため、それぞれの理想的な特性と、実際に得られた（実測された）実熱発生率波形の特性とを比較することにより、異常が生じている反応の特定を高い精度で行うことができる。このため、診断精度の向上を図ることができる。そして、異常であると診断された反応形態に対して改善策（例えば内燃機関の制御パラメータの補正）を講じることにより、異常であると診断された反応形態に適した制御パラメータを選択し、その制御パラメータを補正することができる。このため、内燃機関の制御性を大幅に改善することができる。

前記反応に異常が生じていると診断された場合の具体的な動作としては以下のものが挙げられる。つまり、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断する構成となっている。

このように、反応に異常が生じていると診断された場合において、その異常が解消可能であるか否かを、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量に基づいて判断するようにしている。このため、制御パラメータの補正によって正常な反応状態が得られる状態と、部品交換などのメンテナンスが必要な状態とを正確に判別することが可能となる。

なお、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う場合の制御パラメータとしては、気筒内の酸素量や燃料量が挙げられる。気筒内の酸素量は酸素密度によって決定され、ＥＧＲ率や吸気の過給率等によって調整が可能である。また、気筒内の燃料量は燃料密度によって決定され、燃料噴射時期や燃料噴射圧力や燃料噴射量によって調整が可能である。一方、内燃機関に故障が生じていると診断する場合の一例としては、実熱発生率波形の乖離が補正可能乖離量を超えている場合であり、この場合には、内燃機関の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えることになるので、これによって内燃機関に故障が生じていると診断することが可能である。具体的には、気筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれに下限値を予め設定しておき、これら気筒内温度、酸素密度、燃料密度の何れかがその下限値を下回っている場合には、内燃機関の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えるとして、内燃機関に故障が生じていると診断することになる。

前記内燃機関の燃焼状態診断装置の使用形態として具体的には、車両への実装または実験装置への搭載が挙げられる。

本発明では、燃料に添加されている燃料添加剤に応じて理想熱発生率波形の形状を規定することにより、理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。また、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の異常診断を行うようにした場合には、診断精度の向上を図ることができる。

実施形態に係るディーゼルエンジンおよびその制御系統の概略構成を示す図である。 ディーゼルエンジンの燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。 ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。 燃焼室内での燃焼形態の概略を説明するための吸排気系および燃焼室の模式図である。 メイン噴射実行時における燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。 メイン噴射実行時における燃焼室の平面図である。 燃料噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形と熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）波形との関係の一例を示す波形図である。 燃焼状態診断および制御パラメータ補正の手順を示すフローチャート図である。 回転速度補正係数マップの一例を示す図である。 燃料添加剤混入率をパラメータとする勾配補正係数マップの一例を示す図である。 燃料添加剤混入率をパラメータとする補正遅角量マップの一例を示す図である。 理想熱発生率波形モデルを示し、図１２（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形である場合を、図１２（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合をそれぞれ示す図である。 図１３（ａ）は、インジェクタから燃料噴射が行われた場合における経過時間と気筒内への燃料供給量との関係を示し、図１３（ｂ）は、各噴射期間で噴射された燃料の反応量を示す図である。 単発噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された燃料の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。 図１４の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された燃料の反応による熱発生率波形（実線）、および、燃料添加剤の反応による熱発生率波形（破線）をそれぞれ示す図である。 比較例として、単発噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮せずに作成された各反応形態における熱発生率波形モデルの一例を示す図である。 図１６の熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された熱発生率波形を示す図である。 燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための図である。 ２回の噴射が行われた場合における燃料噴射率波形、燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、並びに、各高温酸化反応の熱発生率波形を合成することにより得られた理想熱発生率波形を示す図である。 単発噴射が行われた場合の理想熱発生率波形（実線）および実熱発生率波形（破線および一点鎖線）の一例を示す図である。 ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第１の例を示す図である。 ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第２の例を示す図である。 ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第３の例を示す図である。 ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第４の例を示す図である。 ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第５の例を示す図である。

以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態では、自動車に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒（例えば直列４気筒）ディーゼルエンジン（圧縮自着火式内燃機関）に、本発明に係る燃焼状態診断装置を搭載した場合について説明する。

−エンジンの構成−
図１は本実施形態に係るディーゼルエンジン１（以下、単に「エンジン１」という）およびその制御系統の概略構成図である。

図１に示すように、本実施形態に係るエンジン１は、燃料供給系２、燃焼室３、吸気系６、排気系７等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。

燃料供給系２は、サプライポンプ２１、コモンレール２２、インジェクタ（燃料噴射弁）２３、機関燃料通路２７等を備えている。

サプライポンプ２１は、燃料タンクから汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路２７を介してコモンレール２２に供給する。コモンレール２２は、高圧燃料を所定圧力に保持（蓄圧）する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ２３，２３，…に分配する。インジェクタ２３は、内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備えたピエゾインジェクタである。

吸気系６は、シリンダヘッド１５（図２参照）に形成された吸気ポート１５ａに接続される吸気マニホールド６３を備え、この吸気マニホールド６３に吸気管６４が接続されている。また、この吸気系６には、上流側から順にエアクリーナ６５、エアフローメータ４３、吸気絞り弁（ディーゼルスロットル）６２が配設されている。

排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された排気ポート７１に接続される排気マニホールド７２を備え、この排気マニホールド７２に対して、排気管７３が接続されている。また、この排気系７には排気浄化ユニット７７が配設されている。この排気浄化ユニット７７には、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としてのＮＳＲ（ＮＯｘ Ｓｔｏｒａｇｅ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ）触媒７５およびＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ Ｆｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。

図２に示すように、シリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎にシリンダボア１２が形成されており、各シリンダボア１２の内部にはピストン１３が上下方向に摺動可能に収容されている。

ピストン１３の頂面１３ａの上側には前記燃焼室３が形成されている。つまり、この燃焼室３は、シリンダブロック１１の上部に取り付けられたシリンダヘッド１５の下面と、シリンダボア１２の内壁面と、ピストン１３の頂面１３ａとにより区画形成されている。そして、ピストン１３の頂面１３ａの略中央部には、キャビティ（凹陥部）１３ｂが凹設されており、このキャビティ１３ｂも燃焼室３の一部を構成している。

このキャビティ１３ｂの形状としては、その中央部分（シリンダ中心線Ｐ上）では凹陥寸法が小さく、外周側に向かうに従って凹陥寸法が大きくなっている。

前記ピストン１３は、コネクティングロッド１８によってエンジン出力軸であるクランクシャフトに連結されている。また、燃焼室３に向けてグロープラグ１９が配設されている。

前記シリンダヘッド１５には、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６および排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７が配設されている。

さらに、図１に示す如く、このエンジン１には、過給機（ターボチャージャ）５が設けられている。このターボチャージャ５は、タービンシャフト５１を介して連結されたタービンホイール５２およびコンプレッサホイール５３を備えている。本実施形態におけるターボチャージャ５は、可変ノズル式ターボチャージャであって、タービンホイール５２側に可変ノズルベーン機構（図示省略）が設けられている。

前記吸気管６４には、ターボチャージャ５での過給によって昇温した吸入空気を強制冷却するためのインタークーラ６１が設けられている。

また、エンジン１には、排気の一部を吸気系６に適宜還流させる排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。また、このＥＧＲ通路８にはＥＧＲバルブ８１とＥＧＲクーラ８２とが設けられている。

−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図示しないＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等からなるマイクロコンピュータと入出力回路とを備えている。図３に示すように、ＥＣＵ１００の入力回路には、クランクポジションセンサ４０、レール圧センサ４１、スロットル開度センサ４２、エアフローメータ４３、Ａ／Ｆセンサ４４ａ，４４ｂ、排気温センサ４５ａ，４５ｂ、水温センサ４６、アクセル開度センサ４７、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９、筒内圧センサ４Ａ、外気温センサ４Ｂ、および、外気圧センサ４Ｃなどが接続されている。各センサの機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。

一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、前記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、吸気絞り弁６２、ＥＧＲバルブ８１、および、前記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構５４などが接続されている。

そして、ＥＣＵ１００は、前記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、前記ＲＯＭに記憶された各種マップに基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。

例えば、ＥＣＵ１００は、インジェクタ２３の燃料噴射制御として、パイロット噴射（副噴射）とメイン噴射（主噴射）とを実行する。これらパイロット噴射およびメイン噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。

燃料噴射を実行する際の燃料噴射圧は、コモンレール２２の内圧により決定される。このコモンレール内圧として、一般に、コモンレール２２からインジェクタ２３へ供給される燃料圧力の目標値、すなわち目標レール圧は、エンジン負荷（機関負荷）が高くなるほど、および、エンジン回転速度（機関回転速度）が高くなるほど高いものとされる。

なお、上述したパイロット噴射およびメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。これら噴射の機能も周知であるため、ここでの説明は省略する。

また、ＥＣＵ１００は、エンジン１の運転状態に応じてＥＧＲバルブ８１の開度を制御し、吸気マニホールド６３に向けての排気還流量（ＥＧＲ量）を調整する。

−燃焼形態の概略説明−
次に、本実施形態に係るエンジン１における燃焼室３内での燃焼形態の概略について説明する。

図４に示すように、気筒内に吸入されるガスには、吸気管６４から吸入された新気と、ＥＧＲ通路８から吸入されるＥＧＲガスとが含まれる。

このようにして気筒内に吸入された新気およびＥＧＲガスは、吸気行程において開弁している吸気バルブ１６を介し、ピストン１３（図４では図示省略）の下降に伴って気筒内に吸入されて筒内ガスとなる。この筒内ガスは、エンジン１の運転状態に応じて決定されるバルブ閉弁時にて吸気バルブ１６が閉弁することにより気筒内（燃焼室３内）に密閉され（筒内ガスの閉じ込め状態）、その後の圧縮行程においてピストン１３の上昇に伴って圧縮される。そして、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達すると、上述したＥＣＵ１００による噴射量制御によって所定時間だけインジェクタ２３が開弁されることで燃料を燃焼室３内に直接噴射する（パイロット噴射やメイン噴射を実行する）。

図５は、メイン噴射実行時における燃焼室３およびその周辺部を示す断面図であり、図６は、この燃料噴射時における燃焼室３の平面図（ピストン１３の上面を示す図）である。

そして、インジェクタ２３の各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は略円錐状に拡散していく。また、各噴孔からの燃料噴射（前記メイン噴射）は、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で行われるため、図５に示すように、各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は前記キャビティ１３ｂ内で拡散していくことになる。

このように、インジェクタ２３に形成されている各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、時間の経過に伴って筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって気筒内においてそれぞれ円錐状に拡散していき、自己着火によって燃焼する。つまり、この各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、それぞれ筒内ガスと共に略円錐状の燃焼場を形成し、その燃焼場（本実施形態では８箇所の燃焼場）でそれぞれ燃焼が開始されることになる。

そして、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ（エンジン出力となるエネルギ）、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。

そして、燃焼後の筒内ガスは、排気行程において開弁する排気バルブ１７を介し、ピストン１３の上昇に伴って排気ポート７１および排気マニホールド７２へ排出されて排気ガスとなる。

−燃料の各反応形態−
エンジン１の気筒内（燃焼室３内）に噴射された燃料の各反応形態（燃焼形態）としては、図７（燃料噴射率波形と熱発生率波形との関係の一例を示す波形図）に示すように、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応に分離することができる。また、高温酸化反応は、予混合燃焼による高温酸化反応と拡散燃焼による高温酸化反応とに更に分離することができる。これら反応形態は、気筒内のガス温度の上昇に伴って、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応の順で発生する。なお、図７は、１回の燃料噴射（単発噴射）が行われた場合の各反応形態における熱発生率波形を示している。各反応形態の詳細については後述する。

−燃料添加剤−
本実施形態に係るエンジン１で使用される燃料には、そのセタン価を低下させることを目的として燃料添加剤が添加されている。周知の如く、この燃料添加剤の添加による燃料のセタン価の低下により、燃料の燃焼の安定化、排気エミッションの改善、冬季における燃料凍結の防止などを図ることができる。

代表的な燃料添加剤としては、脂肪族ニトロ化合物、脂肪族硝酸エステル化合物、含窒素・酸素化合物、含窒素化合物、含酸素化合物等が挙げられる。燃料添加剤としてはこれらに限定されることなく、適宜選定される。また、燃料添加剤は、その種類に応じて予め規定された燃料添加剤混入率（燃料と燃料添加剤との総量に対する燃料添加剤の混入量の比率）で燃料タンク内に混入されている。このため、インジェクタ２３からの燃料噴射時には、燃料と共に、前記燃料添加剤混入率に応じた量の燃料添加剤が気筒内に噴射されることになる。

燃料添加剤が燃料に添加されている場合、この燃料添加剤が、燃料の反応開始時期、反応速度、反応量といった波形構成要素に影響を及ぼす。このため、後述する理想熱発生率波形を作成する際には、波形構成要素に対する燃料添加剤の影響度合いを考慮する必要がある。

なお、前記燃料の反応開始時期、反応速度、反応量は、気筒内における酸素密度および二酸化炭素密度等の影響も受けるが、ここでは理解を容易にするために、言い換えると、波形構成要素に対する燃料添加剤の影響度合いを明確にするために、酸素密度および二酸化炭素密度それぞれが所定の基準範囲内にあるものとして説明する。つまり、酸素密度および二酸化炭素密度の影響によって反応開始時期が遅角側に移行したり（基準とする反応開始時期から遅角側に移行したり）、反応速度が低下したり（基準とする反応速度から低下したり）することのないものとして説明する。

燃料添加剤の反応開始温度（沸点）は、燃料（軽油）の前記拡散燃焼による高温酸化反応温度（例えば１０００Ｋ程度）よりも高くなっており、例えば１２００Ｋ程度である。このため、燃料添加剤の反応開始温度よりも低い燃焼場に燃料噴射が行われた場合には、この燃焼場では、その温度上昇に従い、燃料の高温酸化反応が開始された後、その燃焼場の温度が燃料添加剤の反応開始温度に達した時点から燃料添加剤の反応（高温酸化反応）が開始されることになる。つまり、気筒内に残存している燃料添加剤が高温酸化反応を開始する。従って、この場合の燃料添加剤の反応としては予混合燃焼による高温酸化反応となる。

一方、燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の開始温度（前記反応開始温度よりも更に高い温度であって例えば１４００Ｋ）よりも高い燃焼場に燃料が噴射された場合には、その燃料中に含まれる燃料添加剤は、噴射後直ちに拡散燃焼による高温酸化反応を開始する。この場合、燃焼場の温度は既に燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の開始温度よりも高くなっているので、燃料添加剤と同時に噴射された燃料も、噴射後直ちに拡散燃焼による高温酸化反応を開始することになる。

燃料に燃料添加剤が混入されている場合、インジェクタ２３から噴射された燃料中に前記燃料添加剤混入率に応じた量の燃料添加剤が含まれることになる。この燃料添加剤の混入量（以下、「燃料添加剤混入量」という）や実際の燃料量（以下、「有効燃料量」という）は熱発生率に大きく影響するため、理想熱発生率波形を適切に規定するためには、これら燃料添加剤混入量および有効燃料量を求めておく必要がある。これらは、以下の式（１）および式（２）によって算出が可能である。

燃料添加剤混入量＝実行噴射量×燃料添加剤混入率 …（１）
有効燃料量＝実行噴射量−燃料添加剤混入量 …（２）
ここで、実行噴射量は、インジェクタ２３から噴射された燃料および燃料添加剤の総量であって、レール圧センサ４１によって検出された噴射圧力およびインジェクタ２３の開弁期間（指令噴射期間）から算出できる。燃料添加剤混入率は、前述した如く、燃料タンク内に貯留されている燃料と燃料添加剤との総量に対する燃料添加剤の混入量の比率であって、燃料添加剤の種類等に応じて予め規定されている。

なお、前記燃料添加剤混入量を求めるに当たっては、前記式（１）を利用する以外に、公知のセタン価センサによって検出されたセタン価から燃料添加剤混入量を算出するようにしたり、特開２０１１−４３０７９号公報に開示されているセタン価判定手法によって求められたセタン価から燃料添加剤混入量を算出するようにしてもよい。

前述した如く、燃料に燃料添加剤が添加されることにより、燃料のセタン価は低下する。これは、燃料添加剤の反応開始温度が一般的には１２００Ｋ程度の高温であることに起因する。そして、この燃料添加剤は、気筒内の温度場がその反応開始温度に達するまでは、燃料の酸化反応を阻害する物質（酸化に対する障害物；反応阻害物質）として作用する。これは、燃料が反応を行う際（特に、予混合燃焼による高温酸化反応を行う際）に、燃料添加剤が、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として作用するためである。このため、この燃料添加剤の影響によって、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低下することになる。そして、燃料添加剤混入率が高くなるほど、燃料添加剤が前記反応阻害物質として作用する影響が大きくなるため、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低下することになる。

また、燃料添加剤は、気筒内の温度場がその反応開始温度未満である状況では、気化反応（吸熱反応）や熱分解反応は行うものの、高温酸化反応は行わないため、この反応開始温度未満では吸熱物質として機能することから気筒内の混合気の昇温を抑制するものとなる。

このため、気筒内の温度場が燃料添加剤の反応開始温度未満である場合には、この燃料添加剤の燃焼（発熱反応）は行われず、前記有効燃料量に基づいて反応形態（熱発生率波形）が規定されることになる。つまり、インジェクタ２３から噴射された噴射総量（燃料と燃料添加剤との総和量）よりも少ない量（有効燃料量）に基づいて反応形態が規定されることになる。この場合、気筒内における燃料密度が低下することになるので、燃料添加剤が添加されていない場合（同一噴射量であってその噴射量の全量が燃料である場合）に比べて燃料の高温酸化反応による熱発生量は減少することになる。例えば、前記パイロット噴射が実行された場合、燃料添加剤が添加されている分だけ有効燃料量が少なくなり（燃料添加剤が添加されていない場合に比べて有効燃料量が少なくなり）、この有効燃料量が少ないことに起因して熱発生量が減少し、パイロット噴射による気筒内の予熱量が不足する可能性がある。このようにパイロット噴射による気筒内の予熱量が不足する状況では、その後のメイン噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角することになる。つまり、燃焼場の温度が燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始温度に到達する時期が遅れることによって、この反応の開始時期が遅角することになる。

一方、気筒内の温度場が燃料添加剤の反応開始温度以上となった場合には、燃料添加剤の高温酸化反応が行われるため、前記有効燃料量と燃料添加剤混入量とに基づいて反応形態が規定されることになる。つまり、インジェクタ２３から噴射された燃料の総量（燃料と燃料添加剤との総和量）に基づいて反応形態が規定されることになる。この場合の反応に寄与する燃料量としては、現在噴射されている燃料の量、つまり、拡散燃焼による高温酸化反応を行う燃料量となる。また、反応に寄与する燃料添加剤の量としては、同一サイクル中に既に噴射された累積量（気筒内の燃焼場が燃料添加剤の反応開始温度未満であったために反応しなかった残存量）と現在噴射されている燃料添加剤の量との総和となる。

また、燃料および燃料添加剤の反応を左右する気筒内のガス温度の算出手法としては、吸気温度、ピストン位置（吸入ガスの圧縮度合い）、燃焼場の予熱状態（パイロット噴射等による予熱状態）等をパラメータとし、予め実験やシミュレーションによって、これらパラメータと気筒内の温度との関係を求めてマップ化し、このマップを前記ＲＯＭに記憶させている。つまり、吸気温度、ピストン位置、予熱状態等のパラメータを前記マップに当て嵌めることで気筒内のガス温度（燃焼場のガス温度）が求められるようになっている。これにより、燃料および燃料添加剤が噴射された燃焼場のガス温度を正確に求め、この燃焼場での燃料および燃料添加剤それぞれの反応形態を正確に特定することが可能になる。

なお、インジェクタ２３からの噴射が行われた後、気筒内のガス温度が燃料添加剤の反応開始温度に達しなかった場合には、その燃料中に含まれている燃料添加剤は反応せず、そのまま排気系７に排出されることになる。例えば、アフタ噴射が実行された場合に、気筒内のガス温度が既に低下しており、燃料添加剤の反応開始温度を下回っている場合等が想定される。

−熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正−
次に、本実施形態の特徴である熱発生率波形の作成（理想熱発生率波形の作成）、燃焼状態診断（気筒内での各反応形態の診断）、および、その診断結果に応じて実行される制御パラメータの補正について説明する。

この熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正では、図８に示すように、（１）理想熱発生率波形の作成、および、（２）実熱発生率波形の作成、が行われた後、（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態診断が行われる。そして、（４）この燃焼状態診断の結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正が行われることになる。これら（１）〜（４）の各動作を行うための構成の全てが車両に搭載（実装）されていてもよいし、（１）の動作のみが実験室等によって行われ、その結果（作成された理想熱発生率波形）が前記ＲＯＭに記憶され、（２）〜（４）の各動作を行うための構成が車両に搭載されていてもよい。（１）の動作のみが実験室等によって行われる場合にあっては、理想熱発生率波形は、予め燃料添加剤混入率が規定された上で作成されたものとなっている。なお、（１）〜（４）の動作（処理）または（２）〜（４）の動作（処理）は１サイクル毎に実行してもよいし、所定の複数サイクル毎に実行するようにしてもよい。

本実施形態の特徴は、理想熱発生率波形を作成するに際し、熱発生率波形に対する燃料添加剤の影響度合いを考慮するようにしている点にある。

前記理想熱発生率波形の具体的な作成手法としては、（１−Ａ）燃料の反応形態の分離、（１−Ｂ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成、（１−Ｃ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリング（フィルタ処理）による理想熱発生率波形の作成、が順に行われる。

また、前記（３）燃焼状態診断においては、前記理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態診断が行われる。

以下、各動作について具体的に説明する。

（１）理想熱発生率波形の作成
前記理想熱発生率波形の作成について説明する。まず、理想熱発生率波形の作成の概略について説明する。

前記インジェクタ２３から気筒内に噴射された燃料の反応（化学反応等）の律速条件としては、気筒内温度（気筒内のガス温度）、気筒内酸素量（気筒内の酸素密度に相関がある値）、気筒内燃料量（気筒内の燃料密度に相関がある値）、気筒内燃料分布が挙げられる。これらのうち、制御自由度の低い順としては、気筒内温度、気筒内酸素量、気筒内燃料量、気筒内燃料分布の順である。

つまり、気筒内温度は、燃料が反応する前段階にあっては、吸入空気温度とエンジン１の圧縮比とによって略決定されることになり、制御の自由度は最も低い。また、この気筒内温度は、先行して燃料噴射が行われた場合（例えば予熱のための燃料噴射が行われた場合）に、その燃料の燃焼による予熱量によっても変動する。また、気筒内酸素量（酸素密度）は、前記吸気絞り弁６２の開度や、前記ＥＧＲバルブ８１の開度によって調整できるため、気筒内温度に比べて制御自由度は高い。また、この気筒内酸素量は、ターボチャージャ５による過給率によっても変動する。さらに、気筒内酸素量は、先行して燃料噴射（予熱のための燃料噴射）が行われた場合に、その燃料の燃焼による酸素消費量によっても変動する。また、気筒内燃料量は、前記サプライポンプ２１による燃料噴射圧力（コモンレール圧力）の制御や前記インジェクタ２３からの燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整できるため、気筒内酸素量に比べて制御自由度は高い。また、気筒内燃料分布も、前記燃料噴射圧力の制御や前記燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整が可能であることから制御自由度は高いものである。

そして、本実施形態では、エンジン１の暖機運転が完了しており、かつ外気温度が所定温度（例えば０℃）以上であることを条件として、前記制御自由度の低い順に、燃料の反応状態を決定する条件の優先順位を高く設定している。なお、ここでは、気筒内温度、気筒内酸素量および気筒内燃料量の量的条件を、気筒内燃料分布よりも優先順位が高いものとしている。つまり、気筒内温度を機軸として燃料の各反応の開始タイミング（反応開始時期）を決定するものとしている。すなわち、気筒内温度（気筒内の圧縮ガス温度）から基準温度到達角度（各反応形態それぞれの反応開始時期におけるクランク角度位置）を確定する。

そして、本実施形態では、前記燃料添加剤混入率に応じて、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度および反応開始時期のうち少なくとも一方を補正（反応速度および反応開始時期のうち少なくとも一方を規定）するようにしている。

具体的に、１サイクル中に１回の噴射（単発噴射）が行われた場合におけるその噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応や、１サイクル中に複数回の噴射（多段噴射）が行われた場合における第１回目の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、予め設定された基準反応速度に対して、反応速度を遅くする補正を行い、この補正後の反応速度（予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度）を理想熱発生率波形の反応速度として規定する。これは、前述した如く、燃料添加剤が、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質（反応阻害物質）として作用して、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を低下させるためである。

一方、１サイクル中に複数回の噴射（多段噴射）が行われた場合における第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、予め設定された基準反応開始時期に対して、反応開始時期を遅くする（遅角側にする）補正を行い、この補正後の反応開始時期（予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期）を理想熱発生率波形の反応開始時期として規定する。これは、前述した如く、燃料添加剤が添加されていることにより、第１回目の噴射燃料量（予熱のための有効燃料量）が低下しており、燃焼場の予熱量が少なくなって、第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始温度に達するまでの時間が長くなるためである。また、この第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、前記第１回目の噴射燃料の場合と同様に、予め設定された基準反応速度に対して、反応速度を遅くする補正を行い、この補正後の反応速度（予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度）を理想熱発生率波形の反応速度として規定する。

以下、具体的に説明する。

前述した如く、燃料添加剤は、燃料が予混合燃焼による高温酸化反応を行う際にあっては、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として作用する。つまり、この燃料添加剤は、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応を阻害する物質として作用する。このため、この燃料添加剤の影響によって、予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低下することになる。

そして、本実施形態では、予め設定された反応速度の基準値に対する燃料添加剤の影響を考慮した補正量を求め、この補正量による補正を行って反応速度を求めて予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルを作成する。

また、多段噴射が行われた場合における前段側の噴射量のうち有効燃料量は燃料添加剤混入率が高いほど少なくなる。つまり、燃料添加剤混入率が高いほど前段側の有効燃料量による予熱量は少なくなる。このため、後段側の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は遅角側に移行することになる。

そして、本実施形態では、予め設定された反応開始時期の基準値に対する燃料添加剤の影響を考慮した補正量を求め、この補正量による補正を行って反応開始時期を求めて予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルを作成する。

なお、このように作成された理想熱発生率波形モデルは、後述するように燃料の各反応の熱発生率波形を二等辺三角形で近似させたものとなっている。

前記理想熱発生率波形モデルの作成動作として、具体的には、前記反応開始時期における気筒内ガス温度（基準温度）に対応した基準反応速度効率［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］と、基準反応量効率［Ｊ／ｍｍ³］とを各反応形態毎に確定し、これら確定された基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて反応速度および反応量を確定する。特に、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、前記確定された基準反応速度効率および基準反応量効率を燃料添加剤混入率によって補正して反応速度効率および反応量効率を求め、これら反応速度効率および反応量効率に基づいて反応速度および反応量を確定する。また、何れの反応においても反応速度に対しては、後述するエンジン回転速度に応じた補正を行う。なお、前記「反応速度効率」は「反応速度勾配」とも呼ばれ、また、前記「反応量効率」は「燃焼効率」とも呼ばれる。以下では、「反応速度効率」を「反応速度勾配」として説明する。

そして、前記反応開始時期、反応速度および反応量から作成された理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）から反応期間を確定する。この反応期間としては以下の式（３）により求められる。

反応期間＝２×（反応量／反応速度）^1/2 …（３）
なお、前記理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）の作成の詳細については後述する。

（１−Ａ）燃料の反応形態の分離
次に、前記理想熱発生率波形の作成の第１手順である燃料の反応形態の分離について説明する。

前記インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合、気筒内においては、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応が気筒内環境に応じて行われる。以下、各反応形態について説明する。

（ａ）気化反応
気化反応は、前記インジェクタ２３から噴射された燃料が気筒内の熱を受けて気化するものである。この反応は、一般的には気筒内ガス温度が５００Ｋ以上となっている環境下に燃料が晒された状態で、燃料噴霧の拡散がある程度進んだ際に開始する噴霧律速の反応となっている。

ディーゼルエンジン１で使用されている軽油の沸点は、一般には４５３Ｋ〜６２３Ｋであって、気筒内に燃料噴射が行われる実用域（例えば前記パイロット噴射が行われる時期）はＢＴＤＣ（圧縮上死点前）４０°ＣＡである。このタイミングにおける気筒内ガス温度は一般には５５０Ｋ〜６００Ｋ程度まで上昇しているため（寒冷地以外）、この気化反応においては、温度律速条件を考慮する必要はない。

そして、この気化反応における前記基準反応量効率としては、例えば−１．１４［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この気化反応における有効噴射量（気化反応に寄与する燃料量）としては、前記実行噴射量から、燃料添加剤混入量、燃料の壁面付着量および燃料の未燃浮遊燃料量（噴霧塊の外周囲に存在して反応に寄与しない燃料）を減算した量である。以下、これら燃料量を未燃燃料量という。これら未燃燃料量は、噴射量（燃料の貫徹力に相関がある）と噴射時期（気筒内圧力に相関がある）に応じて実験的に求めることが可能である。

そして、前記気化反応における反応量としては、以下の式（４）により求められる。

気化反応における反応量＝−１．１４×有効噴射量 …（４）
なお、この気化反応は吸熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては負の値となる。

（ｂ）低温酸化反応
低温酸化反応は、ディーゼルエンジン１の燃料である軽油中に含まれる低温酸化反応成分（ｎ−セタン（Ｃ₁₆Ｈ₃₄）等の直鎖単結合組成の燃料等）が燃焼する反応である。この低温酸化反応成分は、気筒内温度が比較的低い場合であっても着火が可能な成分であって、このｎ−セタン等の量が多いほど（高セタン燃料であるほど）気筒内での低温酸化反応が進み易く着火遅れが抑制されることになる。具体的に、ｎ−セタン等の低温酸化反応成分は、一般的には、気筒内温度が約７５０Ｋに達した時点で燃焼（低温酸化反応）を開始する。なお、ｎ−セタン等以外の燃料成分（高温酸化反応成分）は気筒内温度が約９００Ｋに達するまで燃焼（高温酸化反応）を開始しない。

そして、この低温酸化反応における前記基準反応速度勾配（基準反応速度効率）としては、例えば４．０［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば６．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この低温酸化反応の反応速度および反応量は、前記基準反応速度勾配および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば前記有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記低温酸化反応の反応速度を算出するに当たっては、前記基準反応速度勾配に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた係数（回転速度補正係数＝（基準回転速度／実回転速度）²）が乗算される。なお、この回転速度補正係数を求めるための基準回転速度としては任意の回転速度（例えば２０００ｒｐｍ）が設定可能である。これにより、ガス組成等が変化しても反応速度を時間に依存した値として求めることができる。

なお、回転速度補正係数は、図９に示す回転速度補正係数マップから求められるものであってもよい。この図９に示す回転速度補正係数マップは、基準回転速度を２０００ｒｐｍに設定したものである。エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）以上である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）²」に応じた値（図中に一点鎖線で示すエンジン回転速度に応じた値）として回転速度補正係数が求められる。これに対し、エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）未満である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）²」に応じた値に対して所定割合だけ補正（低い側に補正）された値が回転速度補正係数として求められる（基準回転速度未満である領域の実線を参照）。この場合の補正割合は実験やシミュレーションによって求められている。

前記基準回転速度は、上述した値には限定されず、エンジン１の使用頻度が最も高い回転速度域に設定することが好ましい。

なお、この低温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

（ｃ）熱分解反応
熱分解反応は、燃料成分の熱分解を行う反応であって、一般に、その反応温度は約８００Ｋとなっている。

また、この熱分解反応における前記基準反応速度勾配としては、例えば−０．２［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば−２．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この熱分解反応の反応速度および反応量も、前記基準反応速度勾配および基準反応量効率に基づいて算出される（例えば前記有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記熱分解反応の反応速度を算出するに当たっても、前記基準反応速度勾配に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。

なお、本実施形態では、この熱分解反応を吸熱反応として扱うものとする。つまり、反応量（発生熱量）が負の値であるものとする。

（ｄ）予混合燃焼による高温酸化反応
予混合燃焼による高温酸化反応の反応温度は、一般に約９００Ｋとなっている。つまり、気筒内温度が９００Ｋに達したことで燃焼を開始する反応が、この予混合燃焼による高温酸化反応である。この高温酸化反応は、熱分解した炭素鎖の酸化反応であるため、前記熱分解反応が対となって発生する。

また、この予混合燃焼による高温酸化反応における前記基準反応速度勾配としては、例えば４．３［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。

また、この予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度および反応量は、前記基準反応速度勾配および基準反応量効率が燃料添加剤混入率によって補正されることにより求められた反応速度勾配および反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。また、この予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を算出するに当たっても、前記補正反応速度勾配に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。

なお、この予混合燃焼による高温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

（ｅ）拡散燃焼による高温酸化反応
拡散燃焼による高温酸化反応の反応温度は、一般に約１０００Ｋとなっている。つまり、温度が１０００Ｋ以上となっている気筒内に向けて噴射された燃料が、噴射後、直ちに燃焼を開始する反応が、この拡散燃焼による高温酸化反応である。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応における反応速度は、コモンレール圧力に応じて変化し、以下の式（５）および式（６）から求められる。

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（５）
Ｇｒｄ＝ＧｒｄＢ×（基準エンジン回転速度／実エンジン回転速度）²
×（ｄ／基準ｄ）×（Ｎ／基準Ｎ） …（６）
ＧｒｄＢ：基準反応速度、Ｇｒｄ：反応速度、ｄ：インジェクタ２３の噴孔径、Ｎ：インジェクタ２３の噴孔数、Ａ，Ｂ：実験等により求められた定数
なお、前記式（６）は、インジェクタ２３の基準噴孔径に対する実噴孔径の比、および、インジェクタ２３の基準噴孔数に対する実噴孔数の比が乗算されていることにより、一般化された式となっている。また、この式（６）は、回転速度補正係数が乗算されていることで、エンジン回転速度に応じて補正された反応速度が求められるものとなっている。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応の反応速度の算出に当たっては、前記基準反応速度勾配に基づいて反応速度を算出するようにしてもよい。

また、この拡散燃焼による高温酸化反応の基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっており、この拡散燃焼による高温酸化反応の反応量も、前記基準反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。

なお、この拡散燃焼による高温酸化反応も発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。

以上のようにして燃料の反応形態を分離することができる。

−各反応に対する燃料添加剤の影響−
以下、燃料の各反応に対する燃料添加剤による影響について説明する。

（ａ）気化反応
前述したように燃料添加剤は、その沸点未満の温度場において気化反応を行う。つまり、燃料と同様に気化反応を行う。また、燃料の気化反応は、燃料添加剤による影響は殆ど受けない。

但し、燃料添加剤の気化反応は吸熱を伴うため、気筒内の熱量的には損失となる。

（ｂ）低温酸化反応
前述したように低温酸化反応の基準反応量効率は例えば６．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。このように、基準反応量効率は比較的低い値であることから、低温酸化反応に対する燃料密度の影響は小さく、燃料添加剤が混入されていること自体による低温酸化反応に対する影響は小さい。

しかしながら、燃料添加剤が混入されていることに伴い、有効燃料量は減少しているため、この有効燃料量の減少分だけ、低温酸化反応の反応量（発熱量）としては減少することになる。このため、低温酸化反応の反応期間は短縮化されることにはなるが、燃料添加剤の混入量は僅かであり、低温酸化反応の反応量の低下量も僅かであって実用上は殆ど顕在化しない（熱発生率波形には殆ど影響を与えない）。

また、燃料添加剤の混入量は僅かであることから、この燃料添加剤によって、燃料に対する酸素供給能力は殆ど阻害されない。

（ｃ）熱分解反応
前述したように熱分解反応の基準反応量効率は例えば−２．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。このように、基準反応量効率は比較的低い値であることから、熱分解反応においても、この反応に対する燃料密度の影響は小さく、燃料添加剤が混入されていること自体による熱分解反応に対する影響は小さい。

しかしながら、燃料添加剤が混入されていることに伴い、有効燃料量は減少しているため、この有効燃料量の減少分だけ、熱分解の反応量（吸熱量）としては減少することになる。但し、燃料添加剤の混入量は僅かであるため、実用上は殆ど顕在化しない（熱発生率波形には殆ど影響を与えない）。

（ｄ）予混合燃焼による高温酸化反応
前述したように予混合燃焼による高温酸化反応の基準反応量効率は例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ³］となっている。このように、基準反応量効率が比較的高い値であることから、予混合燃焼による高温酸化反応に対する燃料添加剤の影響は他の反応に比べて大きくなっている。また、燃料添加剤は高分子であるため、反応障害物としての機能も高い。このため、予混合燃焼による高温酸化反応にあっては、反応開始時期に遅れ（着火遅れ）が生じることになる。

また、予混合燃焼による高温酸化反応は、基準反応量効率が高いことから、他の反応に比べて熱発生量の低減割合も多くなる。

また、この予混合燃焼による高温酸化反応における反応勾配や反応期間は、前記有効燃料量の影響を受ける。つまり、燃料添加剤が混入されていることで有効燃料量が減少している分だけ、反応勾配は小さくなり、且つ反応期間は短くなる。

（ｅ）拡散燃焼による高温酸化反応
拡散燃焼による高温酸化反応にあっては、燃料密度の影響を受けることがない。このため、燃料添加剤が反応阻害物質として作用することは殆どなくなる。つまり、燃料添加剤の影響は殆ど受けない反応となっている。

なお、前述したように拡散燃焼による高温酸化反応の反応温度は１０００Ｋであるため、前記燃料添加剤の熱分解反応（吸熱反応）の影響を僅かに受けることにより、気筒内のガス温度が１０００Ｋに到達するまでの時期に僅かに遅れが生じることに伴って、この拡散燃焼による高温酸化反応の開始も僅かに遅れることになる。

−反応速度勾配−
前述したように燃料添加剤の影響により燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低くなる（燃料添加剤混入率が高いほど、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなる）。つまり、反応速度勾配が小さくなる。この場合の反応速度勾配は以下の式（７）によって算出される。

反応速度勾配＝（基準反応速度勾配×勾配補正係数）×（２０００／ＮＥ）² …（７）
ここで、基準反応速度勾配は、予混合燃焼による高温酸化反応では約４．３［Ｊ／ＣＡ²／ｍｍ³］となっている。ＮＥは予混合燃焼による高温酸化反応開始タイミングにおけるエンジン回転速度である。この式（７）では、基準回転速度を２０００ｒｐｍに設定して前記予混合燃焼による高温酸化反応開始タイミングにおける反応速度勾配を求めるものとなっている。

また、勾配補正係数は、燃料添加剤の影響による反応速度勾配の補正量である。この勾配補正係数の設定に当たっては、予め実験やシミュレーションによって求められて作成された勾配補正係数マップが前記ＲＯＭに記憶されており、この勾配補正係数マップから勾配補正係数が抽出される。

図１０は、予混合燃焼による高温酸化反応を対象とした勾配補正係数マップの一例を示している。この勾配補正係数マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する勾配補正係数の変化をＷｉｅｂｅ関数によって簡易化したものである。

図１０に示すものにあっては燃料添加剤混入率が「０」〜「ｍｒ１」まで変化する場合に、燃料添加剤混入率が「０」である場合の勾配補正係数を「１」とし、燃料添加剤混入率が「ｍｒ１」である場合の勾配補正係数を「０．５」とするようにＷｉｅｂｅ関数の形状パラメータであるａ項およびｍ項が設定されている。なお、燃料添加剤混入率が「ｍｒ１」である場合の勾配補正係数としては「０．５」には限定されず適宜設定される。

図１０に示す勾配補正係数マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する勾配補正係数の変化をＷｉｅｂｅ関数によって表したものであった。これに限らず、燃料添加剤混入率の変化に対する勾配補正係数の変化を一次関数で表した勾配補正係数マップを利用するようにしてもよい。

−反応開始時期−
前述したように、前記パイロット噴射によって気筒内が予熱される場合、その後のメイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は、燃料添加剤混入率の影響を受ける。具体的には、燃料添加剤混入率が高くなるほど燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は遅角側に移行する。この場合の反応開始時期は以下の式（８）によって算出される。

反応開始時期＝基準温度到達時期＋補正遅角量 …（８）
ここで、基準温度到達時期は、インジェクタ２３からの噴射量の全量が燃料であると仮定した場合に燃焼場が約９００Ｋ（燃料の予混合燃焼による高温酸化反応）に到達するとされる時期（クランク角度位置）となっている。

また、補正遅角量は、燃料添加剤の影響による反応開始時期（燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期）の補正量である。この補正遅角量の設定に当たっては、予め実験やシミュレーションによって求められて作成された補正遅角量マップが前記ＲＯＭに記憶されており、この補正遅角量マップから補正遅角量が抽出される。

図１１は、予混合燃焼による高温酸化反応を対象とした補正遅角量マップの一例を示している。この補正遅角量マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する反応開始時期の遅角量（補正遅角量）の変化をＷｉｅｂｅ関数によって簡易化したものである。

図１１に示すものにあっては燃料添加剤混入率が「０」〜「ｍｒ２」まで変化する場合に、燃料添加剤混入率が「０」である場合の遅角量を「０」とし、燃料添加剤混入率が「ｍｒ２」である場合の遅角量を「ＣＡ１」とするようにＷｉｅｂｅ関数の形状パラメータであるａ項およびｍ項が設定されている。

図１１に示す補正遅角量マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する補正遅角量の変化をＷｉｅｂｅ関数によって表したものであった。これに限らず、燃料添加剤混入率の変化に対する補正遅角量の変化を一次関数で表した補正遅角量マップを利用するようにしてもよい。

−反応量−
前述したように燃料添加剤混入率が高いほど有効燃料量は少なくなるため、その有効燃料の反応による反応量は少なくなる。この場合の反応量効率は以下の式（９）によって算出される。

反応量効率＝基準反応量効率×燃料添加剤補正係数 …（９）
ここで、燃料添加剤補正係数は、燃料添加剤混入率の影響による反応量効率の補正量である。この燃料添加剤補正係数の設定に当たっては、予め実験やシミュレーションによって求められて作成された補正係数マップが前記ＲＯＭに記憶されており、この補正係数マップから燃料添加剤補正係数が抽出される。この燃料添加剤補正係数マップは、前述した勾配補正係数マップ（図１０）と同様の傾向を表すものとなる。つまり、燃料添加剤混入率の変化に対する燃料添加剤補正係数の変化をＷｉｅｂｅ関数によって表し、燃料添加剤混入率が高いほど燃料添加剤補正係数としては小さな値となるものとなる。

（１−Ｂ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成
次に、前記分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成について説明する。

上述の如く反応形態を分離したことにより、それぞれの反応形態における理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。つまり、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応それぞれに対して、理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。特に、予混合燃焼による高温酸化反応における理想熱発生率波形モデルにあっては、前述した如く燃料添加剤混入率に応じて反応速度および反応開始時期のうち少なくとも一方が補正されて理想熱発生率波形モデルが作成されることになる。

本実施形態では、各反応それぞれに対し、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させるものとしている。つまり、上述した反応開始温度を基点として、反応速度を二等辺三角形の斜辺の勾配とし、反応量を二等辺三角形の面積とし、反応期間を二等辺三角形の底辺の長さとする理想熱発生率波形モデルを作成する。以下、具体的に説明する。

（ａ）反応速度（反応速度勾配）
反応速度は、前記反応速度勾配に基づいて設定され、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させた場合、熱発生率が上昇する期間での反応速度と、熱発生率が下降する期間での反応速度とでは、それらの絶対値は一致している。

なお、前記熱発生率が上昇する期間での反応速度に対して、熱発生率が下降する期間での反応速度が低い場合（理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合）には、前記上昇勾配に所定値α（＜１）を乗算することで下降勾配が求められることになる。

前記拡散燃焼による高温酸化反応での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は噴射率波形勾配に比例し、燃料噴射圧（コモンレール内圧）が一定であれば反応速度も一定である。

（ｂ）発生熱量（面積）
各反応における反応量効率［Ｊ／ｍｍ³］は燃焼期間を適正化すれば定数（例えば高温酸化反応の場合は３０Ｊ／ｍｍ³）と見なすことができる。このため、発生熱量としては、この反応量効率に燃料噴射量（前記有効噴射量）を乗算したものとなる。

但し、前記低温酸化反応については高温酸化反応との和で完結し、拡散燃焼による高温酸化反応では単独で完結することになる。

このようにして求められた発生熱量が理想熱発生率波形モデルである三角形の面積に相当することになる。

（ｃ）燃焼期間（底辺）
以上の三角形の勾配（反応速度）および三角形の面積（発生熱量）から三角形の底辺の長さに相当する燃焼期間が求められる。

図１２に示すように、三角形の面積（発生熱量に相当）をＳ、底辺の長さ（燃焼期間に相当）をＬ、高さ（熱発生率ピーク時点での熱発生率に相当）をＨ、燃焼開始時点から熱発生率ピーク時点までの期間をＡ、熱発生率ピーク時点から燃焼終了時点までの期間をＢ（理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはＢ＝Ａ）、上昇勾配（熱発生率が上昇する期間での反応速度に相当）をＧ、この上昇勾配に対する下降勾配（熱発生率が下降する期間での反応速度に相当）の比をα（≦１）とした場合、以下の関係が成り立つ。なお、図１２（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合を、図１２（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形の場合をそれぞれ示している。

Ｈ＝Ａ×Ｇ＝Ｂ×α×Ｇ
これより、Ｂ＝Ａ／αとなる。

Ｓ＝Ａ²×Ｇ／２＋Ａ×Ｇ×Ｂ／２＝（１＋１／α）×Ａ²×Ｇ／２
よって、Ａ＝ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］となる。

従って、底辺の長さＬは、
Ｌ＝Ａ＋Ｂ＝Ａ（１＋１／α）
＝（１＋１／α）×ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］
理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはα＝１であり、
Ｌ＝２×ＳＱＲＴ（Ｓ／Ｇ）＝２×ＳＱＲＴ（３０×Ｆｑ／Ｇ）となる。

（Ｆｑは燃料噴射量（有効噴射量）であり、上述した如く燃料１ｍｍ³当たりの発生熱量を３０Ｊとした場合には「３０×Ｆｑ」が三角形の面積Ｓとなる）
このようにして、噴射量（噴射量指令値：発生熱量に相関のある値）と勾配（反応速度）が与えられれば燃焼期間が確定されることになる。

以下、理想熱発生率波形モデルを三角形（特に二等辺三角形）に近似できる理由について説明する。図１３（ａ）は、インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合における経過時間と一つの反応形態における気筒内への燃料供給量（その反応形態で使用される燃料の量）との関係を示している。また、この図１３（ａ）では、その燃料供給量が得られる燃料噴射期間を１０個の期間に区分している。つまり、その燃料噴射期間を、互いに燃料供給量が等しい１０個の期間に区分しており、それぞれに第１の期間から第１０の期間の期間番号を付している。つまり、第１の期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第２の期間での燃料噴射が開始され、第２の期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第３の期間での燃料噴射が開始されるといった噴射形態で第１０の期間の終了時点まで燃料噴射が継続されることになる。

また、図１３（ｂ）は前記各期間で噴射された燃料の反応量（この図１３（ｂ）に示すものは発熱反応における発熱量）を示している。この図１３（ｂ）に示すように、第１の期間での燃料噴射が開始され、第２の期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図１３（ｂ）における期間ｔ１）は、第１の期間で噴射された燃料の反応のみが行われている。そして、第２の期間での燃料噴射が開始され、第３の期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図１３（ｂ）における期間ｔ２）は、第１の期間で噴射された燃料の反応および第２の期間で噴射された燃料の反応が共に行われている。このようにして、新たな噴射期間を迎える度に、燃料の総反応量としては次第に増加していく（新たに噴射が開始された期間の燃料分だけ総反応量が増加していく）。この増加期間が、前記理想熱発生率波形モデルの正側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも進角側の期間）に相当する。

その後、第１の期間で噴射された燃料の反応が終了する。この時点（図１３（ｂ）におけるタイミングＴ１）では、第２の期間以降で噴射された燃料の反応は終了しておらず、第２の期間から第１０の期間で噴射された燃料の反応が継続している。そして、第２の期間で噴射された燃料の反応が終了すると（図１３（ｂ）におけるタイミングＴ２）、第３の期間以降で噴射された燃料の反応は終了していないため、第３の期間から第１０の期間で噴射された燃料の反応が継続することになる。このようにして、各期間で噴射された燃料の反応が順次終了していくことにより、燃料の総反応量としては次第に減少していく（反応が終了した燃料分だけ総反応量が減少していく）。この減少期間（図１３（ｂ）において反応量を破線で示している期間）が、前記理想熱発生率波形モデルの負側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも遅角側の期間）に相当する。

以上のような形態で燃料の反応が行われるため、理想熱発生率波形モデルは三角形（二等辺三角形）として近似できることになる。

以上が、燃料の各反応形態に対する理想熱発生率波形モデルの作成手順である。

（１−Ｃ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリングによる理想熱発生率波形の作成
以上のようにして理想熱発生率波形モデルを作成した後、この理想熱発生率波形モデルを周知のフィルタ処理（例えばＷｉｅｂｅフィルタによる処理）によって円滑化することにより、理想熱発生率波形を作成する。以下、具体的に説明する。

図１４は、１回の噴射（単発噴射）が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された燃料の各反応形態における理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）を示している。この図１４では、本発明の理解を容易にするために、１回の燃料噴射によって気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応が順次行われた場合の理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）を示している。具体的に、図中のＩは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIは低温酸化反応における理想熱発生率波形モデル、IIIは熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IVは予混合燃焼による高温酸化反応における理想熱発生率波形モデル、Ｖは拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。この理想熱発生率波形モデルにあっては、前述したように、燃料添加剤の影響により、予混合燃焼による高温酸化反応における理想熱発生率波形モデルIVの反応速度は低下している（噴射量の全量が燃料である場合に比べて低下している）。

また、図１５は、この理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された燃料の反応を対象とした理想熱発生率波形（実線）、および、燃料添加剤の反応による熱発生率波形（破線）をそれぞれ示している。なお、燃料添加剤の反応による熱発生率波形を作成するに当たっても、前述した燃料の反応による熱発生率波形を作成する場合と同様に、各反応毎に理想熱発生率波形モデルを作成し、この理想熱発生率波形モデルのフィルタ処理によって理想熱発生率波形を作成するようにしている。この燃料添加剤を対象とした理想熱発生率波形モデルの作成および理想熱発生率波形の作成は、前述した燃料の反応に対して行う場合と同様であるのでここでの説明は省略する。

このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて理想熱発生率波形が作成されることになる。

なお、実際のエンジン１では、メイン噴射以外にパイロット噴射やアフタ噴射等が行われる。このため、これらパイロット噴射やアフタ噴射に対しても、前述の場合と同様に気筒内における理想熱発生率波形モデルを作成し、これをフィルタ処理によって円滑化することにより理想熱発生率波形が作成される。

そして、前記メイン噴射における気筒内全体を対象とした理想熱発生率波形と、これら理想熱発生率波形（パイロット噴射やアフタ噴射を対象とする理想熱発生率波形）とを合成することによって１サイクルを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。パイロット噴射とメイン噴射とが行われる場合の理想熱発生率波形については後述する。

図１６は、比較例として、燃料の単発噴射が行われた場合に、燃料添加剤を考慮せずに（インジェクタ２３からの噴射量の全量が燃料であると仮定して）作成された各反応形態の熱発生率波形モデルの一例を示している。図中のＩ’は気化反応の熱発生率波形モデル、II’は低温酸化反応における熱発生率波形モデル、III’は熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の熱発生率波形モデル、IV’は予混合燃焼による高温酸化反応における熱発生率波形モデル、Ｖ’は拡散燃焼による高温酸化反応の熱発生率波形モデルである。

また、図１７は、図１６の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された熱発生率波形を示している。つまり、この図１７に示す熱発生率波形は、燃料添加が添加されていることを考慮せず、インジェクタ２３から噴射された燃料添加剤が燃料と同様の反応を行うと仮定した場合（噴射総量の全てが燃料であると見なした場合）に作成されたものとなっている。

図１８は、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための図である。この図１８から明らかなように、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形と燃料添加剤を考慮して作成された熱発生率波形とは大きく乖離している。このため、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形を基準として燃焼状態の診断等を行った場合には適正な診断を行うことができない可能性がある。これに対し、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形では、この燃料添加剤の影響を反映したものとなっており、適正化が図れたものである。

以上の説明は、燃料の単発噴射が行われた場合を対象とした理想熱発生率波形の作成手法であった。１サイクル中に２回の燃料噴射が行われた場合においても同様にして理想熱発生率波形を作成することが可能である。例えばパイロット噴射とメイン噴射との２回の燃料噴射が行われた場合である。

図１９は、２回の燃料噴射が行われた場合における燃料噴射率波形（下段）、燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル（上段）、並びに、各高温酸化反応の熱発生率波形を合成することにより得られた理想熱発生率波形（中段）を示している。

図１９の理想熱発生率波形モデルおよび熱発生率波形における図中の１Ａ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の１Ｂ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の波形（気筒内温度が燃料の拡散燃焼開始温度に達した際の波形）を示している。図中の１Ｃ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料添加剤の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の１Ｄ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の波形（気筒内温度が燃料添加剤の拡散燃焼開始温度に達した際の波形）を示している。また、図中の２Ａ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の２Ｂ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の２Ｃ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料添加剤の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の２Ｄ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の波形を示している。

また、図１９における太い実線Ｘは、この２回の燃料噴射が行われた場合において燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形である。

このように２回の燃料噴射が行われた場合には、前述した如く、燃料添加剤混入率が高いほど、第１回目の噴射（パイロット噴射）で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなり（燃料添加剤の影響によって燃料と酸素との邂逅率が低下することによって反応速度が低くなり）、第２回目の噴射（メイン噴射）で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となる（パイロット噴射での有効燃料量が減少しており予熱量が少ないことで高温酸化反応の開始時期が遅角側となる）と共にその反応の反応速度が低くなる。

また、メイン噴射を複数回に分割して実行（分割メイン噴射）した場合にあっても、各メイン噴射それぞれにおける理想熱発生率波形（燃料の反応による熱発生率波形と燃料添加剤の反応による熱発生率波形とを合成した理想熱発生率波形）同士を更に合成することによって１サイクルを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。

このように複数回の噴射が実行される場合に、それぞれの理想熱発生率波形を合成するに当たっては、前段（進角側）で燃料が噴射されるタイミングでの気筒内温度と、その後に（遅角側で）燃料が噴射されるタイミングでの気筒内温度とが互いに異なっていることを考慮する必要がある。具体的には、エンジンの定常運転状態において、進角側で燃料が噴射されるタイミングにおいて前記予熱等が行われていない場合には、外部から吸入される新気、気筒内の残留ガスおよびＥＧＲガス等のガスがピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始される。

なお、エンジンの始動時やフューエルカットからの燃料噴射復帰時等にあっては、外部から吸入される新気がピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始されることになる。一方、その遅角側で燃料が噴射される場合には、前記圧縮ガス温度に対して、既燃ガス（進角側で噴射された燃料の燃焼ガス）の温度等が加算されて温度上昇した温度場に対して燃料が噴射されることになるため、既燃ガスによる温度上昇がない場合に比べて反応開始時期が進角側に移行することになる。このことを考慮し、進角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形、および、遅角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形それぞれを前述した温度変化を考慮して求める。つまり、各噴射における各反応の開始時点等を温度管理によって規定する。これにより、各噴射における各反応の開始時点を適切に求めることが可能になる。その結果、反応の開始順序や反応同士が並行される期間等を適正に規定することが可能になり、各噴射に応じて作成された理想熱発生率波形を合成することによる理想熱発生率波形を高い精度で作成することが可能になる。

（２）実熱発生率波形の作成
前記理想熱発生率波形と比較される実熱発生率波形は、前記筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力の変化に応じて作成される。つまり、気筒内での熱発生率と筒内圧力との間には相関がある（熱発生率が高いほど筒内圧力は高くなる）ので、この筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力から実熱発生率波形を作成することができる。この検出した筒内圧力から実熱発生率波形を作成する処理については公知であるため、ここでの説明は省略する。

（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断
燃焼状態の診断（反応形態の診断）としては、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離の大きさに基づいて行われる。例えば、その乖離が予め設定された閾値（本発明でいう異常判定乖離量）以上となっている反応形態が存在している場合には、その反応形態に異常が生じていると診断することになる。例えば熱発生率の偏差が１０［Ｊ／°ＣＡ］以上となっている反応形態が存在する場合や、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形のクランク角度側への偏差（進角側または遅角側の偏差）が３°ＣＡ以上となっている反応形態が存在する場合には、その反応形態に異常が生じていると診断する。これら値はこれに限定されるものではなく、実験やシミュレーションによって適宜設定される。

例えば、図１８に実線で示した理想熱発生率波形（単発噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形）が作成された場合を例に挙げて説明すると、図２０に破線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形（図１８に実線で示した理想熱発生率波形）に対して各高温酸化反応（予混合燃焼による高温酸化反応および拡散燃焼による高温酸化反応）における実熱発生率波形が遅角側にずれており、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応の反応開始時期に異常が生じていると診断することになる。

また、図２０に一点鎖線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形に対して各高温酸化反応における熱発生率波形のピーク値が高く、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応での反応量に異常が生じていると診断することになる。また、このような診断は、高温酸化反応に限らず、前記気化反応、低温酸化反応、熱分解反応それぞれに対しても同様に行われる。

なお、前記反応形態に異常が生じているか否かを診断するためのパラメータとしては、上述した反応時期の偏差（着火遅れ等）や、熱発生率波形のピーク値の偏差に限らず、反応速度の偏差、反応期間の偏差、ピーク位相等も挙げられる。

（４）診断結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正
前記理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断において、上述した如く理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が予め設定された閾値を超える反応形態が存在する場合、その反応形態に異常が生じていると診断され、この乖離を小さくするようにエンジン１の制御パラメータが補正されることになる。

例えば、実熱発生率波形が、図２０に破線で示したものである場合には、燃料の着火遅れが生じており、酸素不足であると判断して、前記インタークーラ６１による吸気の冷却能力を高めるようにしたり、ＥＧＲバルブ８１の開度を小さくしてＥＧＲガス量を減量したり、吸気の過給率を上昇させたりすることで酸素不足を解消する。

また、実熱発生率波形が、図２０に一点鎖線で示したものである場合には、燃料の反応量が大きすぎると判断して、燃料噴射量の減量補正や、ＥＧＲガスの増量補正等を行う。

その他の補正動作として、実熱発生率波形における反応開始時期が理想熱発生率波形に対して遅角側に位置している場合には、吸気の過給率を上昇させたり、気筒内に対するパイロット噴射による予熱量を増量させる等の補正を行うことも挙げられる。

また、実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付けるための制御パラメータとしては、上述したもの以外に、燃料噴射時期、気筒内のガス組成、吸入空気量（ガス量）、各種の学習値（燃料噴射量や燃料噴射時期の学習値など）であってもよい。例えば、気筒内の酸素密度に過不足が生じている場合、学習値としては、ＥＧＲガスの補正や吸気の過給率の補正を行うように学習する。また、気筒内の燃料密度に過不足が生じている場合、学習値としては、燃料噴射時期や、燃料噴射圧力や、燃料噴射量の補正を行うように学習する。

このような制御パラメータの補正は、この制御パラメータの補正によって実熱発生率波形を理想熱発生率波形に略一致させることが可能な場合に実行される。具体的には、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が所定の補正可能乖離量以下である場合に実行される。この補正可能乖離量としては、実験またはシミュレーションによって予め設定されている。そして、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が前記補正可能乖離量を超えている場合には、制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えることになるので、これによってエンジン１を構成している機器の一部に故障が生じていると診断する。具体的には、気筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれの下限値を予め設定しておき、これら気筒内温度、酸素密度、燃料密度の何れかがその下限値を下回っている場合には、エンジン１の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えるとして、エンジン１に故障が生じていると診断することになる。

この場合、前記制御パラメータの補正を行うことなく、例えば、車室内のメータパネル上のＭＩＬ（警告灯）を点灯させて運転者に警告を促すと共に、前記ＥＣＵ１００に備えられたダイアグノーシスに異常情報が書き込まれることになる。

以上説明したように、本実施形態では、燃料に添加されている燃料添加剤を考慮して理想熱発生率波形の形状を規定している。これにより、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。このため、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。

また、本実施形態では、前記燃料の複数の反応形態それぞれに対して作成された理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理することによって気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成し、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の診断を行っている。このため、燃料の複数の反応形態それぞれに対し、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、その反応形態に異常が生じていると診断することができる。つまり、各反応形態を個別に扱い、それぞれについて異常の有無を診断することができる。このため、異常が生じている反応形態の特定を高い精度で行うことができ、診断精度の向上を図ることができる。そして、異常であると診断された反応形態に対して改善策（制御パラメータの補正）を講じることで（乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合）、その反応形態の反応状態を適正化するための最適な制御パラメータを補正することが可能になり、効果的な補正動作が行える。これにより、燃料の各反応全体を理想的な反応に近付ける（各反応の実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付ける）ことが可能になって、エンジン１の制御性を大幅に改善することができる。

また、反応に異常が生じていると診断された場合において、その異常が解消可能であるか否かを、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量に基づいて判断するようにしているため、制御パラメータの補正によって正常な反応状態が得られる状態と、部品交換などのメンテナンスが必要な状態とを正確に判別することが可能になる。

＜３回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形＞
前述した実施形態では、１サイクル中に１回または２回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形について説明した。ここでは、３回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形について説明する。

図２１〜図２５は、それぞれ３回の燃料噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための図である。各図は、燃料噴射パターン（燃料噴射量および燃料噴射時期）がそれぞれ異なっている。

これら各図からも解るように、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形にあっては、燃料添加剤の影響によって、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は遅角側となっており（燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形に比べて遅角側となっており）、燃料の予混合による高温酸化反応の反応速度は低下している（燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形に比べて低下している）。

このように３回の燃料噴射が行われた場合にあっても、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形と燃料添加剤を考慮して作成された熱発生率波形とは大きく乖離している。このため、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形を基準として燃焼状態の診断等を行った場合には適正な診断を行うことができない可能性がある。本実施形態では、燃料に添加されている燃料添加剤を考慮して理想熱発生率波形の形状を規定していることにより、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能であり、燃焼状態の診断の信頼性を高めることができる。

なお、図２４および図２５に示すように、ピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）よりも所定量以上の遅角量でアフタ噴射が行われるものにあっては、このアフタ噴射で噴射された燃料および燃料添加剤の反応にあっては、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形と燃料添加剤を考慮して作成された熱発生率波形とは一致している（図中の期間Ｔを参照）。これは、このアフタ噴射の実行タイミングでは、気筒内のガス温度は既に燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の開始温度（例えば１４００Ｋ）よりも高くなっており、燃料中に含まれる燃料添加剤は、燃料と共に、噴射後直ちに拡散燃焼による高温酸化反応を開始しているためである。つまり、燃料添加剤の有無に関わらず、噴射量の全量が拡散燃焼による高温酸化反応を開始しているためである。

＜有効燃料量不足の解消＞
前述の如く作成された理想熱発生率波形の利用形態としては、前記燃焼状態の診断には限定されない。例えば、作成された理想熱発生率波形を検証することで、有効燃料量が不足する状況にあるか否かを判断するようにしてもよい。この場合、有効燃料量が不足する状況にあると判断された際には、この有効燃料量の不足を解消するための動作を実行することになる。以下、具体的に説明する。

この有効燃料量の不足を解消するための動作として具体的には、（ｉ）予熱量不足の解消、（ii）総熱量の確保、（iii）着火遅れの解消などが挙げられる。以下、それぞれについて説明する。

（ｉ）予熱量不足の解消
作成された理想熱発生率波形を検証した場合に、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が適正時期よりも遅角しており（反応開始が遅れており）、予熱量不足（パイロット噴射による予熱量の不足）が生じる状況であると判断された場合には、その予熱量不足分に応じたパイロット噴射量（パイロット噴射での有効燃料量）が確保されるように、パイロット噴射量の増量補正を行う。つまり、ＢＴＤＣ（圧縮上死点前）の期間における燃料噴射量を増量補正する。

この増量補正量を求めるに当たっては、予熱不足量および前記燃料添加剤混入率を変数として予め記憶された演算式、または、これら予熱不足量および燃料添加剤混入率をパラメータとして予め作成された増量補正マップが利用される。つまり、予熱不足量に基づいてパイロット噴射での有効燃料量の増量分を求め、この有効燃料量の増量分が確保されるように、燃料添加剤混入率に応じてパイロット噴射での総噴射量（燃料および燃料添加剤の総量）を求めることになる。そして、燃料噴射圧に応じて、この総噴射量が得られるインジェクタ２３の開弁期間（指令噴射期間）を算出し、この開弁期間を補正することで予熱量不足の解消を図る。
（ii）総熱量の確保
作成された理想熱発生率波形を検証した場合に、燃料の高温酸化反応により発生する総熱量が不足する状況であると判断された場合には、その総熱量の不足分に応じたメイン噴射量（メイン噴射での有効燃料量）が確保されるように、メイン噴射量の増量補正を行う。この場合、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度（例えば１２００Ｋ）に達する状況にあるか否かによって増量補正を行う対象とする噴射が異なることになる。

具体的に、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度に達する状況であれば、メイン噴射量の増量補正を行う。この場合、気筒内が最高温度（燃料添加剤の反応開始温度以上）に到達した場合、燃料添加剤が拡散燃焼による高温酸化反応を行うことに起因して総熱量が過剰になる可能性がある。この場合には、この過剰分だけ噴射量の減量補正を行うといった噴射量の調整を行う。

一方、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度に達しない状況であれば、パイロット噴射の増量補正およびメイン噴射量の増量補正を行う。これは、パイロット噴射の増量補正によって、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度に到達するようにし、燃料添加剤の燃焼を利用して総熱量を確保するためである。この場合にも、燃料添加剤の燃焼によって総熱量が過剰になる場合には、その過剰分だけメイン噴射での噴射量を減量補正することになる。

これらの噴射補正量を求めるに当たっても、総熱量の不足量を変数として予め記憶された演算式、または、総熱量の不足量をパラメータとして予め作成された補正マップが利用される。
（iii）着火遅れの解消
作成された理想熱発生率波形を検証した場合に、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期に遅れが生じる状況であると判断された場合には、その反応開始時期の遅れ量に応じてパイロット噴射の噴射時期を進角側に補正する。

具体的には、作成された理想熱発生率波形を検証した場合の予熱完了時期が過遅角している場合に、その遅角量に相当する分だけパイロット噴射の噴射時期を進角側に補正する。この場合、パイロット噴射の噴射時期を進角側に補正したことで、このパイロット噴射で噴射された燃料（予熱用の燃料）がキャビティ１３ｂの外側の領域に供給される状況となる場合には、メイン噴射の噴射量を増量補正すると共に、メイン噴射の噴射時期を進角側に補正し、これにより、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期に遅れが生じる状況を回避する。

−他の実施形態−
以上説明した実施形態は、自動車に搭載された直列４気筒ディーゼルエンジン１に本発明を適用した場合について説明した。本発明は、自動車用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、気筒数やエンジン形式（直列型エンジン、Ｖ型エンジン、水平対向型エンジン等の別）についても特に限定されるものではない。また、本発明は軽油を燃料とするディーゼルエンジンに限らず、ガソリンやその他の燃料を使用するエンジンに対しても適用が可能である。

また、前記実施形態では、本発明に係る燃焼状態診断装置を車載のＥＣＵ１００のＲＯＭに格納（車両に実装）し、エンジン１の運転状態において燃焼状態の診断を行うようにしていた。本発明はこれに限らず、実験装置（エンジンベンチ試験器）に前記燃焼状態診断装置を備えさせ、エンジン１の設計段階において、この実験装置上でエンジン１を試験運転させる際に燃焼状態の診断を行って、制御パラメータの適正値を取得するといった使用形態に適用することも可能である。

さらに、作成した理想熱発生率波形の利用形態としては、燃焼状態の診断に限らず、エンジンの設計や制御パラメータの適合値を求めるものとしてもよい。また、理想熱発生率波形から燃料添加剤の添加量を推定して燃料のセタン価を検出する場合に利用してもよい。

加えて、前記実施形態では、通電期間においてのみ全開の開弁状態となることにより燃料噴射率を変更するピエゾインジェクタ２３を適用したエンジン１について説明したが、本発明は、可変噴射率インジェクタを適用したエンジンへの適用も可能である。

本発明は、自動車に搭載されるディーゼルエンジンにおいて、燃料の各反応の熱発生率波形の作成および各反応の診断に適用可能である。

１ エンジン（内燃機関）
１２ シリンダボア
１３ ピストン
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
３ 燃焼室
４Ａ 筒内圧センサ
１００ ＥＣＵ
Ｉ 気化反応の理想熱発生率波形モデル
II 低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
III 熱分解反応の理想熱発生率波形モデル
IV 予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
Ｖ 拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル

Claims (9)

1. 燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記気筒内での反応の熱発生率波形を作成する装置であって、
   前記気筒内での燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形を作成するに際し、この反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤に応じて規定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
2. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
3. 請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   １サイクル中に、気筒内に向けて複数回に亘って燃料噴射が実行される場合に、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、第１回目の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなり、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となると共にその反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
4. 請求項１、２または３記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度は、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっており、
   気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上となった時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応が開始する波形となるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
5. 請求項１、２または３記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度は、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっており、
   気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態、および、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上である状態の両方で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度に達した時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応と、この時点で前記燃料噴射弁から噴射されている燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応とが行われる波形となるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
6. 請求項１〜５のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
   前記理想熱発生率波形は、前記燃料の各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで作成されることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
7. 請求項１〜６のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料および燃料添加剤が反応した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合に、燃料の反応に異常が生じていると診断する構成となっていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
8. 請求項７記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断することを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
9. 請求項７または８記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
   車両に実装または実験装置に搭載されていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。

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