JP5999082B2 - すす排出量推定装置 - Google Patents

Description

本発明は、燃料噴射弁により噴射される燃料の燃焼時に生じるすすの排出量を推定する装置に関する。

従来、エンジンの気筒内の燃焼温度と、燃料の噴霧モデルに基づいて算出した混合気の当量比とから、気筒内のＰＭ排出量（すすの排出量）を推定するものがある（特許文献１参照）。上記噴霧モデルでは、噴霧の到達距離、噴霧の広がり角度、噴霧の体積等を考慮している。

特開２０１３−２１７２９０号公報

しかしながら、燃料の燃焼が進行するのに伴って、燃料の噴霧で用いることのできる酸素量は変化する。これに対して、特許文献１に記載のものは、燃料の燃焼進行に伴う酸素量の変化を考慮しておらず、すすの排出量を推定する上で未だ改善の余地を残している。

本発明は、こうした課題を解決するためになされたものであり、その主たる目的は、すすの排出量を精度良く推定することのできるすす排出量推定装置を提供することにある。

以下、上記課題を解決するための手段、及びその作用効果について記載する。

本発明は、燃料噴射弁の噴射孔から内燃機関の燃焼室内に噴射される燃料の燃焼時に生じるすすの排出量を推定するすす排出量推定装置であって、前記燃焼室内の圧力を検出する圧力センサと、前記噴射孔から噴射された燃料の運動量が前記燃料と前記燃焼室内のガスとの混合気の運動量として保存されることに基づいて、前記機関のクランク角度に対する前記燃料の噴射方向への到達距離を推定する到達距離推定手段と、前記圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記クランク角度に対する前記燃料の燃焼による熱発生率を推定する熱発生率推定手段と、前記クランク角度に対する前記混合気の酸素濃度を推定する酸素濃度推定手段と、前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と、前記酸素濃度推定手段により推定された前記酸素濃度とに基づいて、前記クランク角度に対する前記混合気の混合比を推定する混合比推定手段と、前記熱発生率推定手段により推定された前記熱発生率と、前記混合比推定手段により推定された前記混合比とに基づいて、前記すすの排出量を推定する排出量推定手段と、を備えることを特徴とする。

上記構成によれば、燃料噴射弁の噴射孔から内燃機関の燃焼室内に燃料が噴射され、燃料の燃焼時における燃焼室内の圧力が圧力センサにより検出される。

ここで、噴射孔から噴射された燃料の運動量が混合気の運動量として保存されることに基づいて、内燃機関のクランク角度に対する燃料の噴射方向への到達距離が推定される。圧力センサにより検出された圧力に基づいて、クランク角度に対する燃料の燃焼による熱発生率が推定される。さらに、クランク角度に対する混合気の酸素濃度が推定される。

そして、推定された到達距離と、推定された酸素濃度とに基づいて、クランク角度に対する混合気の混合比が推定される。このため、混合気の混合比は、クランク角度に対して変化する噴射方向への燃料の到達距離と、クランク角度に対して変化する酸素濃度とを反映して推定される。したがって、推定された熱発生率と、推定された混合気の混合比とに基づいて、すすの排出量を推定することにより、燃料の燃焼進行に伴う酸素量の変化を考慮して、すすの排出量を精度良く推定することができる。

車両用ディーゼルエンジンの概要を示す模式図。 燃料噴霧のモデルを示す模式図。 すす排出量を推定する手順を示すフローチャート。 噴射圧及びガス密度と、噴霧角との関係を示すマップ。 噴射圧と収縮係数との関係を示すマップ。 噴霧の運動量と追い越しとの関係を示すタイムチャート。 噴霧運動量と単位時間当たり利用可能ガス量との関係を示すグラフ。 限界利用可能ガス量を示す模式図。 図３におけるＳ１９の処理の詳細を示すフローチャート。 クランク角度と、噴孔から燃焼室壁面までの距離との関係を示す図。 当量比とすす生成係数との関係を示すグラフ。 当量比とすす再燃焼係数との関係を示すグラフ。 筒内ガス温度とすす再燃焼係数との関係を示すグラフ。 クランク角度θと、熱発生率、燃焼割合、及び酸素濃度との関係を示すグラフ。 噴霧到達距離と壁面距離との位置関係を示す図。 噴霧干渉距離を示す模式図。 噴霧到達距離と噴霧干渉距離との位置関係を示す図。 クランク角度θに対して、熱発生率、当量比、及び都度すす排出量を推定した例を示すグラフ。

以下、一実施形態について図面を参照して説明する。本実施形態は、車両用のディーゼルエンジン（内燃機関）に適用され、燃料噴射弁により噴射される燃料の燃焼時に生じるすすの排出量を推定する推定装置として具体化している。

図１に示すように、車両は、制御装置３０、アクセルペダルの操作量を検出するアクセルセンサ４１等を備えている。

エンジン１０は、例えば４気筒のディーゼルエンジンである。なお、図１では、１つの気筒のみを示している。エンジン１０は、シリンダ１１、ピストン１２、クランク軸１３、吸気通路１５、ターボチャージャ１６、スロットルバルブ装置１９、吸気弁１７、排気弁１８、燃料ポンプ２１、コモンレール２２、燃料噴射弁２４、排気通路２５、ＥＧＲバルブ装置５２、回転速度センサ４２、筒内圧センサ４３、吸気圧センサ４４、吸気温センサ４５、燃圧センサ４６、エアフロメータ４７、Ａ／Ｆセンサ４８、水温センサ４９等を備えている。シリンダ１１及びピストン１２によって、燃焼室１４が区画されている。

吸気通路１５には、上流側から、インタークーラ５４、スロットルバルブ装置１９、サージタンク２０、及びインテークマニホールド２０ａが設けられている。インタークーラ５４は、ターボチャージャ１６によって過給された空気を冷却する。スロットルバルブ装置１９は、ＤＣモータ等のアクチュエータ１９ａにより、スロットルバルブ１９ｂの開度を調節する。サージタンク２０と各気筒の燃焼室１４とは、インテークマニホールド２０ａにより接続されている。吸気弁１７の開閉により、インテークマニホールド２０ａと燃焼室１４とが連通及び遮断される。

燃料ポンプ２１は、燃料をコモンレール２２へ圧送する。コモンレール２２（蓄圧容器）は、燃料を蓄圧状態で保持する。燃料噴射弁２４は、コモンレール２２から供給された燃料を、燃焼室１４内に噴孔（噴射孔）から直接噴射する。燃料噴射弁２４には、複数の噴孔が形成されており、噴孔の断面形状は円形となっている。

排気通路２５には、浄化装置２６が設けられている。浄化装置２６は、排気通路２５内を流通する排気を浄化する。排気弁１８の開閉により、排気通路２５と燃焼室１４とが連通及び遮断される。

吸気通路１５と排気通路２５との間には、ターボチャージャ１６が設けられている。ターボチャージャ１６は、吸気通路１５に設けられた吸気コンプレッサ１６ａと、排気通路２５に設けられた排気タービン１６ｂと、これらを連結する回転軸１６ｃとを備えている。そして、排気通路２５内を流通する排気のエネルギにより排気タービン１６ｂが回転され、その回転エネルギが回転軸１６ｃを介して吸気コンプレッサ１６ａに伝達され、吸気コンプレッサ１６ａにより吸気通路１５内の空気が圧縮される。すなわち、ターボチャージャ１６によって空気が過給される。なお、ターボチャージャ１６は、図示しない可変ベーンの開度を調節することにより、過給圧を調節可能となっている。

排気通路２５において排気タービン１６ｂの上流側部分が、ＥＧＲ通路５１を介して吸気通路１５におけるスロットルバルブ装置１９の下流側部分（サージタンク２０）に接続されている。ＥＧＲ通路５１には、ＥＧＲバルブ装置５２、ＥＧＲクーラ５３が設けられている。ＥＧＲバルブ装置５２は、ＤＣモータ等のアクチュエータ５２ａにより、ＥＧＲバルブ５２ｂの開度を調節する。ＥＧＲバルブ５２ｂの開度に応じて、排気通路２５内の排気の一部（ＥＧＲガス）が、ＥＧＲクーラ５３によって冷却された後に、吸気通路１５内の吸気に導入される。なお、アクチュエータ５２ａは、ＥＧＲバルブ５２ｂの開度を検出する機能を有している。

回転速度センサ４２は、エンジン１０の回転速度ＮＥを検出する。筒内圧センサ４３（圧力センサ）は、シリンダ１１（燃焼室１４）内の筒内圧力Ｐｃｙｌを検出する。吸気圧センサ４４は、サージタンク２０（吸気通路１５）内の圧力を検出する。吸気温センサ４５は、サージタンク２０（吸気通路１５）内の吸気温度を検出する。燃圧センサ４６は、コモンレール２２内の燃料圧力を検出する。エアフロメータ４７は、吸気通路１５内を流通する空気量（新気量）を検出する。Ａ／Ｆセンサ４８は、排気を浄化する浄化装置２６の下流において空燃比を検出する。水温センサ４９は、エンジン１０の冷却水温度ＴＨＷを検出する。

制御装置３０（ＥＣＵ）は、上記の各種センサの検出値に基づいて、燃料ポンプ２１の駆動、燃料噴射弁２４の駆動等を制御する。そして、上記推定装置（すす排出量推定装置）は、制御装置３０により構成されている。

図２は、燃料噴霧のモデルを示す模式図である。同図に破線で示す検査面（断面）について考察する。

燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから噴射された燃料は、微小な液滴となって略円錐形状（検査面では略三角形）で示す噴霧を形成する。燃料噴霧は、燃焼室１４内のガスを取り込みながら噴射方向（ｘ方向）へ進む。燃料噴霧の存在する領域（噴霧領域Ａ）内では、燃料とガス（空気及びＥＧＲガス）との混合気が形成されている。

燃料の微小な液滴の速度は、噴孔２４ａの出口断面Ｓ０（出口）での噴霧初速度ｖ０から空気抵抗を受けて低下する。このため、噴孔２４ａの出口断面Ｓ０で燃料が有してした運動量は、噴霧領域Ａ内の混合気の運動量に変換される。すなわち、噴孔２４ａから噴射された燃料の運動量は、噴霧領域Ａ内の混合気の運動量として保存される。特に、出口断面Ｓ０を通過する燃料の運動量が、噴孔２４ａから噴射方向へ距離ｘ（ｔ）（任意距離）の対象平面Ｓ１を通過する混合気の運動量と等しくなる。ｘ（ｔ）は、出口断面Ｓ０に燃料が到達した時間を０として、経過時間ｔでのｘ方向の距離である。

図３は、すす排出量を推定する手順を示すフローチャートである。この一連の処理は、制御装置３０によって、エンジン１０での１噴射毎に実行される。

まず、エンジン１０の運転状態に基づいて、燃料噴射弁２４による燃料の噴射圧Ｐｃ、噴射量Ｑ、及び噴射タイミングθｉｎｊを設定する（Ｓ１１）。具体的には、アクセルセンサ４１により検出されるアクセルペダルの操作量、及び回転速度センサ４２により検出されるエンジン１０の回転速度ＮＥを用いて、マップ等を参照して噴射圧Ｐｃ、噴射量Ｑ、及びクランク角度θに対する噴射タイミングθｉｎｊを設定する。そして、コモンレール２２内の燃料圧力が設定された噴射圧Ｐｃとなるように、燃料ポンプ２１を駆動する。このとき、燃圧センサ４６により、コモンレール２２内の燃料圧力を検出する。その後、設定された噴射タイミングθｉｎｊにおいて燃料噴射弁２４の駆動を開始して、噴射量Ｑの燃料を噴射させる（Ｓ１２）。

続いて、燃料噴射弁２４による燃料の噴射開始から燃料の燃焼終了までの期間にわたって、クランク角度θに対する筒内圧力Ｐｃｙｌ（θ）を取得する（Ｓ１３）。具体的には、筒内圧センサ４３により、都度のクランク角度θに対する筒内圧力Ｐｃｙｌ（θ）を検出させる。

続いて、噴射タイミングθｉｎｊにおけるシリンダ１１（燃焼室１４）内のガス密度ρａを算出する（Ｓ１４）。詳しくは、以下の数式１により、ガス密度ρａを算出する。

上記において、Ｐｉｍはインテークマニホールド２０ａ（サージタンク２０）内の圧力［ｋＰａ］、Ｒは気体定数［Ｊ／Ｋ／ｍｏｌ］、Ｔｉｍはインテークマニホールド２０ａ内のガス温度［ｄｅｇ］、Ｍａｉｒは空気の分子量［ｇ／ｍｏｌ］、Ｖ０は吸気行程終了時（吸気弁全閉時）のシリンダ１１（燃焼室１４）の容積、Ｖ１は噴射タイミングθｉｎｊのシリンダ１１の容積である。圧力Ｐｉｍは吸気圧センサ４４により検出し、ガス温度Ｔｉｍは吸気温センサ４５により検出し、容積Ｖ０はシリンダ１１の設計値及び吸気弁１７の閉タイミングに基づき算出し、容積Ｖ１はシリンダ１１の設計値及び噴射タイミングθｉｎｊに基づき算出する。なお、ＥＧＲガスの再循環を行っている場合等は、空気の分子量に代えてガスの組成を考慮した分子量を用いてもよい。

続いて、インテークマニホールド２０ａ内の酸素濃度Ｃｏ２ｉｍを算出する（Ｓ１５）。詳しくは、以下の数式２により、酸素濃度Ｃｏ２ｉｍを算出する。

上記において、Ｃｏ２ａｉｒは大気の酸素濃度［ｗｔ％］、Ｃｏ２ｅｘは排気の酸素濃度［ｗｔ％］、ｍｍａｆは空気量［ｇ／ｓ］、ｍｅｇｒはＥＧＲガス量［ｇ／ｓ］である。排気の酸素濃度Ｃｏ２ｅｘはＡ／Ｆセンサ４８の検出値に基づき算出し、空気量ｍｍａｆはエアフロメータ４７により検出し、ＥＧＲガス量はＥＧＲバルブ５２ｂの開度及びＥＧＲバルブ５２ｂ前後の差圧に基づいて算出する。なお、インテークマニホールド２０ａに酸素濃度センサを設け、この酸素濃度センサによりインテークマニホールド２０ａ内のガスの酸素濃度を検出してもよい。

続いて、燃料噴霧の広がり角度である噴霧角θ０を算出する（Ｓ１６）。詳しくは、噴射圧Ｐｃ及びガス密度ρａを用いて、図４のマップを参照して噴霧角θ０を算出する。図４は、噴射圧Ｐｃ及びガス密度ρａと、噴霧角θ０との関係を示すマップであり、実験等に基づいて予め設定されている。同図に示すように、噴射圧Ｐｃが高い（噴孔２４ａから噴射される燃料の運動量が大きい）ほど、噴孔２４ａから噴射される燃料の噴霧角θ０（噴霧の広がり角度）が大きくなる（図２参照）。このため、噴射圧Ｐｃが高いほど、噴霧角θ０を大きくするように補正する（第１広がり角度補正手段）。また、ガス密度ρａ（空気の密度）が大きいほど、噴孔２４ａから噴射された燃料が燃焼室１４内のガスに当たって拡散する度合いが強くなる。このため、ガス密度ρａが大きいほど、噴孔２４ａから噴射された燃料の噴霧角θ０が大きくなる。このため、ガス密度ρａが大きいほど、噴霧角θ０を大きくするように補正する（第２広がり角度補正手段）。

続いて、噴射される燃料の初速度である噴霧初速度ｖ０、及び噴霧初速度ｖ０に到達するまでの到達角度遅れθｄｌｙを算出する（Ｓ１７）。以下の数式３により、燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから噴射される燃料の初速度である噴霧初速度ｖ０を算出する。

上記において、ｃは収縮係数、Ｐｃは噴射圧、Ｐｃｙｌ（θｉｎｊ）は噴射タイミングθｉｎｊにおけるシリンダ１１（燃焼室１４）内の圧力［ｋＰａ］、ρｆは燃料密度［ｍｇ／ｍｍ３］である。収縮係数ｃは、噴射圧Ｐｃを用いて、図５のマップを参照して算出する。図５は、噴射圧Ｐｃと収縮係数ｃとの関係を示すマップであり、実験等に基づいて予め設定されている。同図に示すように、噴射圧Ｐｃが高いほど、収縮係数ｃが小さくなる。筒内圧力Ｐｃｙｌ（θｉｎｊ）は、筒内圧センサ４３により検出する。

図６は、噴霧の運動量と追い越しとの関係を示すタイムチャートである。図６（ａ）に示すように、噴孔２４ａから噴射される燃料の運動量（噴霧初速度ｖ０）は、噴射開始時には低く、噴射開始からの経過時間ｔが長くなるにつれて大きくなり、その後に一定となった後に小さくなる。ここで、図６（ｂ）に示すように、噴孔２４ａから噴射される燃料の運動量（噴霧初速度ｖ０）に応じて、噴射からの経過時間ｔに対する燃料の到達距離ｘが変化する。例えば、図６（ａ）に示すＢ点，Ｃ点の運動量をそれぞれ持つ燃料は、図６（ｂ）にそれぞれＢ，Ｃで示すグラフのように到達距離ｘが変化する。このため、低い初速度（Ｂ点）で噴射された燃料が、その後に噴射された高い初速度（Ｃ点）の燃料に追い越される現象が生じる。

上記数式３により算出される噴霧初速度ｖ０（代表速度）は、Ｃ点での噴霧初速度ｖ０に到達するまでの到達時間遅れｔｄｌｙが経過して、噴射圧Ｐｃが実際にコモンレール２２内の燃料圧力になった時の噴霧初速度ｖ０となる。このため、Ｃ点の噴霧初速度ｖ０に基づき算出される燃料噴霧の到達距離ｘは、全ての燃料の到達距離ｘの最大値となる。なお、図６（ａ）の特性は、実験等に基づいて、噴射圧Ｐｃ及び噴射量Ｑに応じて予め設定しておくことができる。このため、噴霧初速度ｖ０として、代表速度ではなく、各時刻における噴霧初速度ｖ０を用いることもできる。そして、各時刻における噴霧初速度ｖ０に基づき算出される到達距離ｘの最大値を、燃料噴霧の到達距離ｘとしてもよい。すなわち、燃料噴射弁２４による燃料の噴射期間中に、噴孔２４ａから噴射される燃料の噴霧初速度ｖ０に基づき推定される全ての燃料の到達距離ｘの最大値を、燃料の到達距離ｘとして推定する。

また、噴霧初速度ｖ０に到達するまでのクランク角度θの遅れ角度である到達角度遅れθｄｌｙを算出する。到達角度遅れθｄｌｙは、到達時間遅れｔｄｌｙに対応するクランク角度である。このため、以下の数式４により、到達角度遅れθｄｌｙを算出する。

上記において、ｔｄｌｙは実験等に基づき予め設定された到達時間遅れ、ＮＥはエンジン１０の回転速度である。回転速度ＮＥは回転速度センサ４２により検出する。

続いて、燃料噴射弁２４の複数の噴孔２４ａから噴射される燃料の噴霧のうち、１噴霧の利用可能ガス量Ｍｅｎｔを算出する（Ｓ１８）。具体的には、まず、以下の数式５により、燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから単位時間当たりに噴射される燃料の運動量Ｍｓｐを算出する。

上記において、ρｆは燃料密度、ｄは噴孔２４ａの径、ｖ０はＳ１７で算出した噴霧初速度である。

そして、燃料の運動量Ｍｓｐを用いて、図７のマップを参照して単位時間当たりに噴射される燃料が、燃焼に利用可能なガス量である単位時間当たり利用可能ガス量ｍｅｎｔを算出する。燃料の運動量Ｍｓｐが大きいほど、単位時間当たりに燃料噴霧に取り込まれるガス量が多くなるため、単位時間当たり利用可能ガス量ｍｅｎｔが多くなる。図７に示す燃料の運動量Ｍｓｐと単位時間当たり利用可能ガス量ｍｅｎｔとの関係は、実験等に基づいて予め設定しておくことができる。

単位時間当たり利用可能ガス量ｍｅｎｔに燃料の噴射期間τｉｎｊを掛けることにより、１噴霧の利用可能ガス量Ｍｅｎｔを算出する（ガス量推定手段）。噴射期間τｉｎｊは、以下の数式６により算出する。

上記において、ＱはＳ１１で設定した噴射量、ｎｈは燃料噴射弁２４に形成された噴孔２４ａの数、ρｆは燃料密度、ｄは噴孔２４ａの径、ｖ０はＳ１７で算出した噴霧初速度である。

ただし、１噴霧の利用可能ガス量Ｍｅｎｔには、シリンダ１１（燃焼室１４）内に吸入された総ガス量Ｍｃｙｌ（全ガス量）と噴霧の数ｎｈ（噴孔２４ａの数ｎｈ）とにより決まる上限値（限界利用可能ガス量）が存在する。図８は、限界利用可能ガス量を示す模式図である。同図に示すように、燃料噴射弁２４の複数の噴孔２４ａから等間隔で燃料が噴射され、それぞれ燃料噴霧ｆｊ１，ｆｊ２，ｆｊ３が形成される。各燃料噴霧では、噴射方向のガスが取り込まれるとともに、矢印で示すように周囲のガスが巻き込まれる。このため、隣り合う燃料噴霧では、破線で示すように互いの中間までの領域内のガス量が利用可能な上限値となる。すなわち、限界利用可能ガス量は、シリンダ１１内に吸入された総ガス量Ｍｃｙｌを噴霧の数ｎｈで割った値となる。総ガス量Ｍｃｙｌは、以下の数式７により算出する。

上記において、ｍｍａｆは空気量［ｇ／ｓ］、ｍｅｇｒはＥＧＲガス量［ｇ／ｓ］、ｎｉｎｊはエンジン１０の１回転当たりの噴射回数、ＮＥはエンジン１０の回転速度［ｒｐｍ］である。空気量ｍｍａｆはエアフロメータ４７により検出し、ＥＧＲガス量はＥＧＲバルブ５２ｂの開度及びＥＧＲバルブ５２ｂ前後の差圧に基づいて算出し、回転速度ＮＥは回転速度センサ４２により検出する。したがって、１噴霧の利用可能ガス量Ｍｅｎｔは、以下の数式８で表される。

続いて、すす排出量Ｓｏｏｔを推定する（Ｓ１９）。詳しくは、図９のフローチャートに示す手順により、すす排出量Ｓｏｏｔを推定する。この一連の処理は、制御装置３０により実行される。

まず、クランク角度θの初期値を噴射タイミングθｉｎｊとし、すす排出量Ｓｏｏｔの初期値を０とし、噴霧が取り込むガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐの初期値を図３のＳ１５で算出したインテークマニホールド２０ａ内の酸素濃度Ｃｏ２ｉｍとする。そして、噴霧が燃焼に利用可能な酸素量Ｍｏ２の初期値を、図３のＳ１８で算出した１噴霧の利用可能ガス量Ｍｅｎｔに酸素濃度Ｃｏ２ｓｐの初期値を掛けた値とする（Ｓ２１）。

続いて、クランク角度θが、すす排出量Ｓｏｏｔの演算を終了する終了クランク角度θｅｎｄよりも大きいか否か判定する（Ｓ２２）。終了クランク角度θｅｎｄは、燃料噴射弁２４による燃料の噴射開始から燃料の燃焼終了までの期間を含むように設定されている。この判定において、クランク角度θが終了クランク角度θｅｎｄよりも大きくないと判定した場合（Ｓ２２：ＮＯ）、クランク角度θに対する熱発生率ＲＯＨＲ（θ）、及びクランク角度θに対する筒内ガス温度Ｔ（θ）を算出する（Ｓ２３）。

以下の数式９により、クランク角度θに対する熱発生率ＲＯＨＲ（θ）を算出する。数式９は、熱力学方程式及び気体の状態方程式に基づいて導出される（熱発生率推定手段）。

上記において、Ｃｖは定積モル比熱［Ｊ／ｍｏｌ／Ｋ］、Ｒは気体定数［Ｊ／Ｋ／ｍｏｌ］、Ｖ（θ）はクランク角度θに対するシリンダ１１（燃焼室１４）の容積、Ｐｃｙｌ（θ）は図３のＳ１３で算出したクランク角度θに対する筒内圧である。容積Ｖ（θ）は、シリンダ１１の設計値及びクランク角度θに基づき算出する。ｄはそれぞれの微分を表すため、それぞれの微小な変化量を対応させる。

また、以下の数式１０により、筒内ガス温度Ｔ（θ）を算出する。数式１０は、気体の状態方程式を、シリンダ１１（燃焼室１４）内のガスに適用したものである。

上記において、Ｐｃｙｌ（θ）は図３のＳ１３で算出した筒内圧力、Ｖ（θ）はクランク角度θに対するシリンダ１１（燃焼室１４）の容積、Ｍｃｙｌは数式７により算出されるシリンダ１１内に吸入された総ガス量、Ｍａｉｒは空気の分子量である。なお、ここではシリンダ１１内のガスの分子量を空気の分子量で近似したが、ＥＧＲガスの再循環を行っている場合等は、空気の分子量に代えてガスの組成を考慮した分子量を用いてもよい。

続いて、燃料の燃焼により使用される酸素量に基づいて、噴霧が取り込むガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを補正する（Ｓ２４）。まず、噴霧が燃焼に利用可能な酸素量Ｍｏ２を、以下の数式１１により更新する。

上記において、ＲＯＨＲ（θ）はＳ２３で算出した熱発生率、ｋは熱発生率ＲＯＨＲ（θ）を使用される酸素量に変換する係数、Δθは前回（ｎ−１回）と今回（ｎ回）とのクランク角度θの変化量である。ここで、燃焼する燃料の量が多いほど熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きくなるため、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）は燃焼する燃料の量と相関を有する。燃焼する燃料の量が多いほど、燃焼に使用される酸素の量が多くなるため、噴霧が燃焼に利用可能な酸素量Ｍｏ２を減少させる。

そして、更新された利用可能な酸素量Ｍｏ２を、以下の数式１２に代入して酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを算出する（酸素濃度推定手段）。要するに、推定された熱発生率ＲＯＨＲ（θ）に基づいて、噴霧が取り込むガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを低下させるようにして酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを推定する。

上記において、Ｍｅｎｔは図３のＳ１８で算出した１噴霧の利用可能ガス量である。

図１４は、クランク角度θと、熱発生率ＲＯＨＲ、燃焼割合、及び噴霧が取り込むガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐとの関係を示すグラフである。図１４（ａ）に示すように、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）は、燃料の燃焼開始から大きくなり、燃焼が終了に近付くにつれて小さくなる。このとき、燃料の燃焼割合は、図１４（ｂ）に示すように変化する。図１４（ｃ）に示すように、噴霧が取り込むガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐは、燃料の燃焼により酸素が使用されることに伴って低下する。特に、噴霧に取り込まれるガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐは、噴霧周辺のガスが燃料の燃焼に使用されることから、エキゾーストマニホールド内のガスの酸素濃度よりも低下している。

続いて、クランク角度θに対する燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）、及びクランク角度θに対する燃料とガスとの混合気の当量比φ（θ）を算出する（Ｓ２５）。

詳しくは、図２に示すように、出口断面Ｓ０を通過する燃料の運動量が、距離ｘ（ｔ）の対象平面Ｓ１を通過する混合気の運動量と等しくなることから、以下の数式１３が成立する。なお、対象平面Ｓ１では通過する燃料の質量が通過する空気の質量と比較して小さいことから、対象平面Ｓ１での燃料の運動量を無視している。

上記において、ρｆは燃料密度、ｄは噴孔２４ａの径、ｖ０は図３のＳ１７で算出した噴霧初速度、ρａは図３のＳ１４で算出した筒内ガス密度、θ０は図３のＳ１６で算出した噴霧角、ｗ（ｔ）は対象平面Ｓ１での燃料の速度である。数式１３を変形することにより、速度ｗ（ｔ）は以下の数式１４で表される。

ｗ（ｔ）＝ｄｘ／ｄｔであることから、数式１４を積分して変形することにより、経過時間ｔに対する噴霧の到達距離ｘ（ｔ）は以下の数式１５で表される。

ここで、上記数式１５において、クランク角度θでの燃料の噴射開始からの経過時間ｔを、以下の数式１６により算出する。

上記において、ＮＥはエンジン１０の回転速度、θはクランク角度、θｉｎｊは図３のＳ１１で設定した噴射タイミング、θｄｌｙは図３のＳ１７で算出した到達角度遅れである。回転速度ＮＥは、回転速度センサ４２により検出する。上述したように、到達角度遅れθｄｌｙが経過した時点の噴霧初速度ｖ０で、燃料全体の噴霧初速度ｖ０を代表している。このため、その代表する噴霧初速度ｖ０を有する燃料では、噴射開始からの経過時間ｔは、実質的に到達角度遅れθｄｌｙに相当する時間分だけ短くなる。また、経過時間ｔが負の値にならないように、算出された経過時間と０との最大値ｍａｘを経過時間ｔとして用いる。

数式１６を数式１５に代入することにより、クランク角度θに対する噴霧の到達距離ｘ（θ）は、以下の数式１７で表される。

上記において、各文字の物理的意味は、上記数式１３，１６と同様である。この数式１７により、クランク角度θに対する燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）を算出する。噴射タイミングθｉｎｊから噴射された燃料の燃焼が終了するまでの期間を含むクランク角度θの演算範囲（θｉｎｊ〜θｅｎｄ）について、到達距離ｘ（θ）を算出する（到達距離推定手段）。

また、図２に示すモデルにおいて、出口断面Ｓ０を通過する燃料が、対象平面Ｓ１を通過する燃料と等しくなる。このため、酸素についての対象平面Ｓ１における当量比φ（ｔ）（混合比）は、以下の数式１８で表される（混合比推定手段）。

上記において、φｔｈは理論当量比（酸素過剰率の逆数）、Ｃｏ２ｓｐはＳ２４で算出した噴霧が取り込むガスの酸素濃度であり、その他の各文字の物理的意味は、上記数式１３，１６と同様である。そして、数式１６の経過時間ｔを数式１８に代入して、クランク角度θに対する当量比φ（θ）を算出する（混合比推定手段）。

続いて、以下の数式１９，２０により、それぞれ都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰ及び都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを算出する（Ｓ２６）。

上記において、ｆ（φ）は当量比φ（θ）に対するすす生成係数、ＲＯＨＲ（θ）はＳ２３で算出した熱発生率、Δθはクランク角度θの変化量、ｇ（φ）は当量比φ（θ）に対するすす再燃焼係数、ＴはＳ２３で算出した筒内ガス温度、ｈ（Ｔ）は筒内ガス温度Ｔ（θ）に対するすす再燃焼係数である。

酸素に対する当量比φ（θ）が大きいほど、酸素量に対する燃料量が多くなるため、燃料の燃焼時にすすが発生し易くなる。このため、図１１に示すように、当量比φ（θ）がリッチに（大きく）なるほど、すす生成係数ｆ（φ）を大きくする。当量比φ（θ）とすす生成係数ｆ（φ）との関係は、実験等に基づき予め設定しておくことができる。また、燃料の燃焼による熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、多くの燃料が燃焼されていることになるため、燃料の燃焼時にすすの発生量が多くなる。そこで、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰを多く、詳しくは熱発生率ＲＯＨＲ（θ）に比例して都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰを多く算出する（生成量推定手段）。

酸素に対する当量比φ（θ）が小さいほど、燃料量に対する酸素量が多くなるため、生成したすすが再燃焼し易くなる。このため、図１２に示すように、当量比φ（θ）がリーンに（小さく）なるほど、すす再燃焼係数ｇ（φ）を大きくする。当量比φ（θ）とすす再燃焼係数ｇ（φ）との関係は、実験等に基づき予め設定しておくことができる。また、燃料の燃焼による熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、燃焼により発生する熱ですすが再燃焼し易くなる。そこで、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを多く、詳しくは熱発生率ＲＯＨＲ（θ）に比例して都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを多く算出する。さらに、筒内ガス温度Ｔ（θ）が高いほど、すすと酸素との酸化反応が起こり易くなるため、すすが再燃焼し易くなる。このため、図１３に示すように、筒内ガス温度Ｔ（θ）が高くなるほど、すす再燃焼係数ｈ（Ｔ）を大きくする（再燃焼量推定手段）。筒内ガス温度Ｔ（θ）とすす再燃焼係数ｈ（Ｔ）との関係は、実験等に基づき予め設定しておくことができる。

続いて、クランク角度θに対する壁面距離Ｌｗｌ（θ）を算出する（Ｓ２７）。図１０に示すように、エンジン１０のクランク角度θに応じて、燃焼室１４を区画するピストン１２の位置が変化する。このため、燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの壁面距離Ｌｗｌ（θ）は、クランク角度θに応じて変化する。そこで、図１０の下側に示すように、クランク角度θと壁面距離Ｌｗｌ（θ）との関係を示すマップ等を、予め実験や設計値等に基づき設定しておく。そして、このマップを用いて、クランク角度θに基づいて、噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの壁面距離Ｌｗｌ（θ）を算出する（壁面距離推定手段）。

続いて、クランク角度θに対する燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）が、壁面距離Ｌｗｌ（θ）以上であるか否か判定する（Ｓ２８）。この判定において、到達距離ｘ（θ）が壁面距離Ｌｗｌ（θ）以上でないと判定した場合（Ｓ２８：ＮＯ）、すす排出量Ｓｏｏｔを都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰ及び都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭに基づき算出する（Ｓ２９）。詳しくは、この場合は燃焼室１４の壁面１２ａに燃料噴霧が衝突していないため、すす排出量Ｓｏｏｔに都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰを加算するとともに、都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを減算して、すす排出量Ｓｏｏｔを更新する。要するに、推定された熱発生率ＲＯＨＲ（θ）と、推定された当量比φ（θ）とに基づいて、すす排出量Ｓｏｏｔを推定する（排出量推定手段）。

一方、Ｓ２８の判定において、到達距離ｘ（θ）が壁面距離Ｌｗｌ（θ）以上であると判定した場合（Ｓ２８：ＹＥＳ）、燃焼室１４の壁面１２ａに燃料噴霧が衝突していると判定したことになる。続いて、到達距離ｘ（θ）がクランク角度θに対する干渉距離（Ｌｗｌ（θ）＋Ｌｓｐ）以上であるか否か判定する（Ｓ３０）。この判定において、到達距離ｘ（θ）が干渉距離（Ｌｗｌ（θ）＋Ｌｓｐ）以上でないと判定した場合（Ｓ３０：ＮＯ）、隣り合う噴霧が違いに干渉していないと判定したことになる。そこで、すす排出量Ｓｏｏｔを、壁面衝突による補正後の都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰ、及び都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭに基づき算出する（Ｓ３１）。

詳しくは、この場合は燃焼室１４の壁面１２ａに燃料噴霧が衝突しているため、都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰを壁面衝突補正係数ｋｗｌ（ｋｗｌ＞１）により補正する。壁面衝突補正係数ｋｗｌは、実験等に基づき予め設定しておくことができる。すなわち、図１５に示すように、噴射された燃料が燃焼室１４の壁面１２ａに衝突した場合には、燃料の噴霧に周囲のガスを取り込みにくくなるため、酸素量が不足してすすが生じ易くなる。そこで、推定された到達距離ｘ（θ）と、推定された壁面距離Ｌｗｌ（θ）とに基づいて、壁面１２ａに衝突したと判定した燃料の燃焼（図１５下側のハッチング部分）におけるすすの生成量ΔＳｏｏｔＰを増加させるように補正する（第１排出量補正手段）。そして、すす排出量Ｓｏｏｔに補正後の都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰ（ｋｗｌ・ΔＳｏｏｔＰ）を加算するとともに、都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを減算して、すす排出量Ｓｏｏｔを更新する。

また、Ｓ３０の判定において、到達距離ｘ（θ）が干渉距離（Ｌｗｌ（θ）＋Ｌｓｐ）以上であると判定した場合（Ｓ３０：ＹＥＳ）、すす排出量Ｓｏｏｔを、壁面衝突及び噴霧干渉による補正後の都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰ、及び都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭに基づき算出する（Ｓ３２）。

詳しくは、この場合は燃焼室１４の壁面１２ａに燃料噴霧が衝突した後、隣り合う噴霧が違いに干渉しているため、都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰを壁面衝突補正係数ｋｗｌ及び噴霧干渉補正係数ｋｓｐ（ｋｗｌ＞１、ｋｓｐ＞１）により補正する。噴霧干渉補正係数ｋｓｐも、実験等に基づき予め設定しておくことができる。すなわち、図１６に示すように、互いに隣り合う噴孔２４ａから噴射された燃料が、燃焼室１４の壁面１２ａに衝突した後に壁面１２ａに沿って所定距離Ｌｓｐを経て互いに干渉している。所定距離Ｌｓｐは、燃焼室１４の壁面１２ａの内周長、及び噴孔２４ａの数により決まる一定値である。このため、干渉距離（Ｌｗｌ（θ）＋Ｌｓｐ）は、クランク角度θに基づいて推定される（干渉距離推定手段）。

噴霧干渉が生じた場合には、燃料の噴霧に周囲のガスを取り込みにくくなるため、酸素量が不足してすすが生じ易くなる。そこで、図１７に示すように、推定された到達距離ｘ（θ）と、推定された干渉距離（Ｌｗｌ（θ）＋Ｌｓｐ）とに基づいて、干渉したと判定した燃料の燃焼（図１７のハッチング部分）におけるすすの生成量ΔＳｏｏｔＰを増加させるように補正する（第２排出量補正手段）。そして、すす排出量Ｓｏｏｔに壁面衝突及び噴霧干渉による補正後の都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰ（ｋｓｐ・ｋｗｌ・ΔＳｏｏｔＰ）を加算するとともに、都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを減算して、すす排出量Ｓｏｏｔを更新する。

続いて、クランク角度θに変化量Δθを加えてクランク角度θを更新する（Ｓ３３）。その後、Ｓ２２〜Ｓ３３の処理を繰り返し実行する。

Ｓ２２の判定において、クランク角度θが、すす排出量Ｓｏｏｔの演算を終了する終了クランク角度θｅｎｄよりも大きいと判定した場合（Ｓ２２：ＹＥＳ）、算出されたすす排出量Ｓｏｏｔの最終値が燃料の１噴射における１噴霧のすす排出量Ｓｏｏｔとなる。そして、この一連の処理を一旦終了する（ＥＮＤ）。なお、燃料噴射弁２４により噴射される全ての燃料の燃焼時に生じるすす排出量は、上記すす排出量Ｓｏｏｔに噴孔２４ａの数を掛けて推定することができる。

図１８は、クランク角度θに対して、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）、当量比φ（θ）、及び都度すす排出量ΔＳｏｏｔ（ΔＳｏｏｔＰ−ΔＳｏｏｔＭ）を推定した例を示すグラフである。図１８（ｂ）に示すように、燃料の噴射が開始されると、燃料噴霧が拡散するにしたがって当量比φ（θ）が急激に低下した後、当量比φ（θ）は略一定となっている。図１８（ａ）に示すように、熱発生率ＲＯＨＲは、燃料の燃焼開始から大きくなり、燃焼が終了に近付くにつれて小さくなる。図１８（ｃ）に示すように、都度すす排出量ΔＳｏｏｔは、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きくなると共に増加し、燃焼室１４の壁面１２ａに衝突したクランク角度θで急激に増加している。その後、都度すす排出量ΔＳｏｏｔは、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が小さくなると共に減少し、噴霧干渉が生じたクランク角度θで急激に増加した後に減少している。

以上詳述した本実施形態は、以下の利点を有する。

・推定された到達距離ｘ（θ）と、推定された酸素濃度Ｃｏ２ｓｐとに基づいて、クランク角度θに対する混合気の当量比φ（θ）が推定される。このため、混合気の当量比φ（θ）は、クランク角度θに対して変化する噴射方向への燃料の到達距離ｘ（θ）と、クランク角度θに対して変化する酸素濃度Ｃｏ２ｓｐとを反映して推定される。したがって、推定された熱発生率ＲＯＨＲ（θ）と、推定された混合気の当量比φ（θ）とに基づいて、すす排出量Ｓｏｏｔを推定することにより、燃料の燃焼進行に伴う酸素量の変化を考慮して、すす排出量Ｓｏｏｔを精度良く推定することができる。

・燃焼する燃料の量が多いほど熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きくなるため、熱発生率ＲＯＨＲ（θ）は燃焼する燃料の量と相関を有する。そして、燃焼する燃料の量が多いほど、燃焼に使用される酸素の量が多くなり、酸素濃度Ｃｏ２ｓｐが低下する。この点、推定された熱発生率ＲＯＨＲ（θ）に基づいて、酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを低下させるようにして酸素濃度Ｃｏ２ｓｐが推定されるため、燃焼した燃料の量に応じて酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを精度良く推定することができる。

・エンジン１０のクランク角度θに応じて、燃焼室１４を区画するピストン１２の位置が変化する。このため、燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの距離は、クランク角度θに応じて変化する。この点、クランク角度θに基づいて、噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの壁面距離Ｌｗｌ（θ）が推定されるため、壁面距離Ｌｗｌ（θ）を精度良く推定することができる。

・噴射された燃料が燃焼室１４の壁面１２ａに衝突した場合には、燃料の噴霧に周囲のガスを取り込みにくくなるため、酸素量が不足してすすが生じ易くなる。この点、推定された到達距離ｘ（θ）と、推定された壁面距離Ｌｗｌ（θ）とに基づいて、壁面１２ａに衝突したと判定した燃料の燃焼におけるすすの排出量を増加させるように補正される。このため、燃料と燃焼室１４の壁面１２ａとの衝突の影響を考慮して、すす排出量Ｓｏｏｔを精度良く推定することができる。

・燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの距離は、クランク角度θに応じて変化する。そして、互いに隣り合う噴孔２４ａから噴射された燃料は、燃焼室１４の壁面１２ａに衝突した後に壁面１２ａに沿って所定距離Ｌｓｐを経て互いに干渉する。この点、クランク角度θに基づいて、互いに隣り合う噴孔２４ａから噴射された燃料が燃焼室１４の壁面１２ａを介して互いに干渉するまでの干渉距離（Ｌｗｌ（θ）＋Ｌｓｐ）が推定されるため、干渉距離を精度良く推定することができる。

・互いに隣り合う噴孔２４ａから噴射された燃料が互いに干渉した場合には、燃料の噴霧に周囲のガスを取り込みにくくなるため、酸素量が不足してすすが生じ易くなる。この点、推定された到達距離ｘ（θ）と、推定された干渉距離とに基づいて、干渉したと判定した燃料の燃焼におけるすすの排出量を増加させるように補正される。このため、互いに隣り合う噴霧の干渉の影響を考慮して、すす排出量Ｓｏｏｔを精度良く推定することができる。

・噴射圧Ｐｃが高い（噴孔２４ａから噴射される燃料の運動量が大きい）ほど、混合気に取り込まれるガスの量が多くなる。この点、噴孔２４ａから噴射される燃料の運動量Ｍｓｐが大きいほど、燃料の燃焼に用いられる利用可能ガス量Ｍｅｎｔが多く推定される。したがって、燃料の運動量Ｍｓｐに応じて混合気に取り込まれるガスの量が変化する影響を考慮して、酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを正確に推定することができる。

・燃料噴射弁２４に複数の噴孔２４ａが形成されている場合、１つの噴孔２４ａから噴射された燃料の噴霧が燃焼に用いることのできる利用可能ガス量Ｍｅｎｔは、燃焼室１４内の総ガス量Ｍｃｙｌを噴孔２４ａの数ｎｈで割ったガス量が上限値となる。燃料の運動量が大きいほど多く推定される利用可能ガス量Ｍｅｎｔに対して上限値を設定することにより、利用可能ガス量Ｍｅｎｔに基づいて推定される酸素濃度Ｃｏ２ｓｐを正確に推定することができる。

・酸素に対する当量比φ（θ）が大きいほど、酸素量に対する燃料量が多くなるため、燃料の燃焼時にすすが発生し易くなる。また、燃料の燃焼による熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、多くの燃料が燃焼されていることになるため、燃料の燃焼時にすすの発生量が多くなる。この点、推定された当量比φ（θ）が大きいほど、推定された熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰが多く推定されるため、都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰを精度良く推定することができる。

・酸素に対する当量比φ（θ）が小さいほど、燃料量に対する酸素量が多くなるため、生成したすすが再燃焼し易くなる。また、燃料の燃焼による熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、燃焼により発生する熱ですすが再燃焼し易くなる。さらに、筒内ガス温度Ｔ（θ）が高いほど、すすと酸素との酸化反応が起こり易くなるため、すすが再燃焼し易くなる。この点、推定された当量比φ（θ）が小さいほど、推定された熱発生率ＲＯＨＲ（θ）が大きいほど、筒内ガス温度Ｔ（θ）が高いほど、都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭが多く推定されるため、都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを精度良く推定することができる。

・推定された都度すす生成量ΔＳｏｏｔＰから、推定された都度すす再燃焼量ΔＳｏｏｔＭを引いてすす排出量Ｓｏｏｔが推定されるため、すすの生成量と再燃焼量とを考慮して、すす排出量Ｓｏｏｔを精度良く推定することができる。

・燃料噴射弁２４による燃料の噴射期間中に、噴孔２４ａから噴射される燃料の噴霧初速度ｖ０に基づき推定される全ての燃料の到達距離ｘ（θ）の最大値が、燃料の到達距離ｘ（θ）として推定される。このため、燃料の噴霧初速度ｖ０の相違に起因する噴射燃料の追い越しを考慮して、燃料の到達距離ｘ（θ）を精度良く推定することができる。

なお、上記実施形態を、以下のように変更して実施することもできる。

・推定された到達距離ｘ（θ）と、推定された壁面距離Ｌｗｌ（θ）とに基づいて、壁面１２ａに衝突したと判定した燃料の燃焼におけるすすの生成量ΔＳｏｏｔＰを増加させるように補正する第１排出量補正手段を省略することもできる。

・推定された到達距離ｘ（θ）と、推定された干渉距離（Ｌｗｌ（θ）＋Ｌｓｐ）とに基づいて、干渉したと判定した燃料の燃焼におけるすすの生成量ΔＳｏｏｔＰを増加させるように補正する第２排出量補正手段を省略することもできる。

・噴孔２４ａ（噴射孔）から噴射される燃料の運動量が大きいほど、噴霧角θ０（広がり角度）を大きくするように補正する第１広がり角度補正手段を省略することもできる。また、ガス密度ρａが大きいほど、噴霧角θ０を大きくするように補正する第２広がり角度補正手段を省略することもできる。それらの場合は、噴霧角θ０として、予め実験等に基づき設定した所定値を用いることができる。

・上記実施形態では、混合気の混合比として、酸素についての当量比φ（θ）を用いたが、空気についての当量比φａ（θ）や、空気過剰率λ（θ）（当量比φａの逆数）、空燃比Ａ／Ｆ（θ）等を用いることもできる。

・上記実施形態では、車両用のディーゼルエンジンに、すす排出量Ｓｏｏｔを推定する推定装置としての制御装置３０（ＥＣＵ）を適用した。しかしながら、試験装置に搭載されたディーゼルエンジンに、すす排出量Ｓｏｏｔを推定する推定装置としてのＰＣ（Personal Computer）等を適用することもできる。

１０…エンジン、１４…燃焼室、２４…燃料噴射弁、２４ａ…噴孔、３０…制御装置、４３…筒内圧センサ。

Claims (8)

1. 燃料噴射弁（２４）の噴射孔（２４ａ）から内燃機関（１０）の燃焼室（１４）内に噴射される燃料の燃焼時に生じるすすの排出量を推定するすす排出量推定装置（３０）であって、
   前記燃焼室内の圧力を検出する圧力センサ（４３）と、
   前記噴射孔から噴射された燃料の運動量が前記燃料と前記燃焼室内のガスとの混合気の運動量として保存されることに基づいて、前記機関のクランク角度（θ）に対する前記燃料の噴射方向への到達距離（ｘ（θ））を推定する到達距離推定手段と、
   前記圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記クランク角度に対する前記燃料の燃焼による熱発生率（ＲＯＨＲ（θ））を推定する熱発生率推定手段と、
   前記クランク角度に対する前記混合気の酸素濃度（Ｃｏ２（θ））を推定する酸素濃度推定手段と、
   前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と、前記酸素濃度推定手段により推定された前記酸素濃度とに基づいて、前記クランク角度に対する前記混合気の混合比（φ（θ））を推定する混合比推定手段と、
   前記熱発生率推定手段により推定された前記熱発生率と、前記混合比推定手段により推定された前記混合比とに基づいて、前記すすの排出量を推定する排出量推定手段と、
   を備えることを特徴とするすす排出量推定装置。
2. 前記酸素濃度推定手段は、前記熱発生率推定手段により推定された前記熱発生率に基づいて、前記酸素濃度を低下させるようにして前記酸素濃度を推定する請求項１に記載のすす排出量推定装置。
3. 前記クランク角度に基づいて、前記噴射孔から前記燃焼室の壁面までの壁面距離（Ｌｗｌ（θ））を推定する壁面距離推定手段を備え、
   前記排出量推定手段は、前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と、前記壁面距離推定手段により推定された前記壁面距離とに基づいて、前記壁面に衝突したと判定した燃料の燃焼における前記すすの排出量を増加させるように補正する第１排出量補正手段を備える請求項１又は２に記載のすす排出量推定装置。
4. 前記燃料噴射弁には前記噴射孔が複数形成されており、
   前記クランク角度に基づいて、互いに隣り合う前記噴射孔から噴射された燃料が前記燃焼室の壁面を介して互いに干渉するまでの干渉距離を推定する干渉距離推定手段を備え、
   前記排出量推定手段は、前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と、前記干渉距離推定手段により推定された前記干渉距離とに基づいて、前記干渉したと判定した燃料の燃焼における前記すすの排出量を増加させるように補正する第２排出量補正手段を備える請求項１〜３のいずれか１項に記載のすす排出量推定装置。
5. 前記噴射孔から噴射される前記燃料の運動量が大きいほど、前記燃料の燃焼に用いられるガス量を多く推定するガス量推定手段を備え、
   前記酸素濃度推定手段は、前記ガス量推定手段により推定された前記ガス量に基づいて、前記酸素濃度を推定する請求項１〜４のいずれか１項に記載のすす排出量推定装置。
6. 前記ガス量推定手段は、前記燃焼室内の全ガス量を前記燃料噴射弁に形成された前記噴射孔の数で割ったガス量を、１つの前記噴射孔から噴射された燃料の燃焼に用いられるガス量の上限値とする請求項５に記載のすす排出量推定装置。
7. 前記排出量推定手段は、
   前記混合比推定手段により推定された前記混合比が大きいほど、前記熱発生率推定手段により推定された前記熱発生率が大きいほど、前記すすの生成量を多く推定する生成量推定手段と、
   前記混合比推定手段により推定された前記混合比が小さいほど、前記熱発生率推定手段により推定された前記熱発生率が大きいほど、前記燃焼室内の温度が高いほど、前記すすの再燃焼量を多く推定する再燃焼量推定手段と、を備え、
   前記生成量推定手段により推定された前記すすの生成量から、前記再燃焼量推定手段により推定された前記すすの再燃焼量を引いて前記すすの排出量を推定する請求項１〜６のいずれか１項に記載のすす排出量推定装置。
8. 前記到達距離推定手段は、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射期間中に、前記噴射孔から噴射される前記燃料の初速度に基づき推定される全ての燃料の前記到達距離の最大値を、前記到達距離として推定する請求項１〜７のいずれか１項に記載のすす排出量推定装置。

Images