JP6187328B2 - ＮＯｘ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ＮＯｘ（窒素酸化物）の排出量を推定する装置に関する。

従来、エンジンの回転速度、燃料噴射量、気筒内の圧力、気筒内の温度、及び気筒内のガスの酸素濃度から、燃料の燃焼時におけるＮＯｘ生成速度及びＮＯｘ排出量を推定するものがある（特許文献１参照）。

韓国公開特許第２０１３−５６７０５号公報

ところで、特許文献１に記載のものでは、気筒内の温度として気筒内の平均温度を用い、気筒内のガスの酸素濃度として吸入ガスの酸素濃度を用いている。しかしながら、燃料の燃焼が主に燃料噴霧の近傍で起こる場合、ＮＯｘは主に燃料噴霧の近傍で生成される。また、燃料の燃焼に伴って気筒内のガスの酸素濃度は変化する。特許文献１に記載のものでは、これらの点が考慮されておらず、ＮＯｘ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、ＮＯｘの排出量を精度良く推定することのできるＮＯｘ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、燃料噴射弁により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ＮＯｘの排出量を推定するＮＯｘ排出量推定装置であって、前記機関には、前記燃焼室内の圧力を逐次検出する第１圧力センサが設けられており、前記燃焼室内のガスの酸素濃度を逐次推定する酸素濃度推定手段と、前記燃料噴射弁により前記燃焼室内に噴射された燃料が燃焼している領域である燃焼領域の体積及び表面積を逐次推定する燃焼領域推定手段と、前記燃焼室の体積、前記燃焼領域推定手段により推定された前記燃焼領域の体積、及び前記第１圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記燃焼領域の温度を逐次推定する温度推定手段と、前記第１圧力センサにより検出された前記圧力、前記酸素濃度推定手段により推定された前記酸素濃度、前記温度推定手段により推定された前記温度、及び前記燃焼領域推定手段により推定された前記表面積に基づいて、前記ＮＯｘ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、燃料噴射弁により内燃機関の燃焼室内に燃料が噴射され、第１圧力センサにより燃焼室内の圧力が逐次検出される。また、燃焼室内のガスの酸素濃度が逐次推定され、噴射された燃料が燃焼している領域である燃焼領域の体積及び表面積が逐次推定される。

燃焼室内の平均温度は、燃焼室内において燃焼領域の温度とそれ以外の領域の温度が平均されたものである。このため、燃焼室の体積、推定された燃焼領域の体積、及び第１圧力センサにより検出された燃焼室内の圧力に基づいて、燃焼室内の平均温度、ひいては燃焼領域の温度を逐次推定することができる。

ＮＯｘの生成量は、燃料の燃焼反応における圧力、酸素濃度、温度、反応が起こる面積により影響を受ける。このため、第１圧力センサにより検出された燃焼室内の圧力、推定された酸素濃度、推定された燃焼領域の温度、及び推定された燃焼領域の表面積に基づいて、ＮＯｘ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。 ＮＯｘ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。 筒内圧力、筒内温度、酸素濃度、噴霧体積、燃焼領域温度、及びＮＯｘ生成速度の関係を示すタイムチャート。 実ＮＯｘ排出量と推定ＮＯｘ排出量との関係を示すグラフ。

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ＮＯｘ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、エンジン１０、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、レール圧センサ４６、エアフロメータ４７、Ａ／Ｆセンサ４８、水温センサ４９、噴射弁内圧センサ５０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（噴射圧力変更手段）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、シリンダ１１（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（排気再循環装置）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（第１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。レール圧センサ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。噴射弁内圧センサ５０（第２圧力センサ）は、燃料噴射弁２４に設けられた燃料通路内の燃料圧力（弁内圧Ｐｉｎｊ）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、ＥＧＲバルブ装置５２の駆動等を制御する。なお、制御装置３０により、ＮＯｘ排出量推定装置が構成されている。

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（ガス抵抗）を受けて低下する。このため、噴孔２４ａの出口断面Ｓ０で燃料が有していた運動量は、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。

ここで、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１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は噴孔２４ａから噴射される燃料の初速度（噴霧初速度）、ρａは噴射タイミングにおけるシリンダ１１（燃焼室１４）内のガス密度、θ０は燃料噴霧の広がり角度である噴霧角、ｗ（ｔ）は対象平面Ｓ１での混合気の速度である。数式１を変形することにより、速度ｗ（ｔ）は以下の数式２で表される。

ｗ（ｔ）＝ｄｘ／ｄｔであることから、数式２を積分して変形することにより、噴射開始からの経過時間ｔに対する噴霧の到達距離ｘ（ｔ）は以下の数式３で表される。

そして、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４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は後述するように燃料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１と同様である。数式４に数式２を代入することにより、当量比φ（ｔ）は以下の数式５で表される。

ここで、燃料噴射弁２４によりシリンダ１１（燃焼室１４）内に噴射された燃料が燃焼するためには、燃料と燃焼室１４内のガスとの混合気の混合比が所定範囲内になる必要がある。例えば、一般に燃料噴射弁２４により噴射された直後の燃料において、酸素（空気）に対する燃料の当量比φ（ｔ）が１よりも大きい領域（燃料噴射弁２４の噴孔２４ａ直近の領域）では燃料が燃焼せず、ハッチングで示す当量比φ（ｔ）が１以下の領域において燃料が燃焼する。当量比φ（ｔ）が１となる到達距離ｘ１（ｔ）は、上記数式５にφ（ｔ）＝１を代入することにより、以下の数式６で表される。

ハッチングで示す当量比φ（ｔ）が１以下の領域は、噴射された燃料が燃焼している領域である燃焼領域Ｃとなる。燃焼領域Ｃの形状は円錐台となる。燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）は、円錐台の体積の公式から以下の数式７で表される。

また、燃焼領域Ｃの表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）は、円錐台の表面積の公式から以下の数式８で表される。

上記において、ｒ（ｔ）＝ｘ１（ｔ）ｔａｎθ０であり、Ｒ（ｔ）＝ｘ（ｔ）ｔａｎθ０である。

図３は、ＮＯｘ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、レール圧センサ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を含む燃焼期間Ｔｅｃ（推定期間）にわたって、筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）を逐次取得する（Ｓ１３）。具体的には、筒内圧センサ４３により、噴射タイミングθｉｎｊからの経過時間ｔに対して筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）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９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１０により、酸素濃度Ｃｏ２ｉｍを算出する。インテークマニホールド２０ａ内の酸素濃度Ｃｏ２ｉｍは、燃料の燃焼前におけるシリンダ１１（燃焼室１４）内のガスの酸素濃度に相当する。

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。また、ＥＧＲガスの再循環を行っていない場合は、インテークマニホールド２０ａ内の酸素濃度Ｃｏ２ｉｍとして、大気の酸素濃度Ｃｏ２ａｉｒを用いればよい。

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。したがって、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時間遅れｔｄｌｙを算出する（Ｓ１７）。詳しくは、以下の数式１１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。

ここで、燃料噴射弁２４の駆動が開始されてから、実際に燃料が噴射されるまでに遅れ時間ｔｄａがある。また、実際に燃料の噴射が開始されてから、噴射される燃料の速度が、噴射圧Ｐｃに応じた噴霧初速度ｖ０（最高速度）に到達するまでに遅れ時間ｔｄｂが存在する。上記到達時間遅れｔｄｌｙは、遅れ時間ｔｄａと遅れ時間ｔｄｂとの合計になる。

本実施形態では、エンジン１０は、燃料噴射弁２４に設けられた燃料通路内の圧力（弁内圧Ｐｉｎｊ）を検出する噴射弁内圧センサ５０を備えている。このため、噴射弁内圧センサ５０により検出される弁内圧Ｐｉｎｊに基づいて、上記遅れ時間ｔｄａを検出する。詳しくは、噴射タイミングθｉｎｊから、検出された弁内圧Ｐｉｎｊの低下量（又は低下速度）が第１判定値Ｋ１よりも大きくなるまでの時間を遅れ時間ｔｄａとする。第１判定値Ｋ１は、燃料の噴射開始により弁内圧Ｐｉｎｊが低下したことを判定することのできる値に設定されている。さらに、遅れ時間ｔｄａが経過した時点から、検出された弁内圧Ｐｉｎｊの低下速度が第２判定値Ｋ２よりも小さくなるまでの時間を遅れ時間ｔｄｂとする。第２判定値Ｋ２は、燃料の噴射率が飽和又は低下したことにより、弁内圧Ｐｉｎｊの低下が停止又は弁内圧Ｐｉｎｊが上昇したことを判定することのできる値に設定されている。なお、遅れ時間ｔｄａと遅れ時間ｔｄｂとの区別を行わず、到達時間遅れｔｄｌｙを一括して算出してもよい。また、燃料の噴射条件に応じた到達時間遅れｔｄｌｙを、予め実験等により求めておくこともできる。

続いて、燃料の噴射開始から経過時間ｔにおける噴霧到達距離ｘ（ｔ）を、燃焼期間Ｔｅｃにわたって逐次算出する（Ｓ１８）。詳しくは、上述した数式３を用いて、噴霧到達距離ｘ（ｔ）を算出する（到達距離推定手段）。ここで、ρａはＳ１４で算出したガス密度、ｖ０はＳ１７で算出した噴霧初速度、θ０はＳ１６で算出した噴霧角である。また、ｔとして（ｔ−ｔｄｌｙ）を用いる。すなわち、到達時間遅れｔｄｌｙ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、実質的に到達時間遅れｔｄｌｙに相当する時間分だけ短くなる。以降の処理では、噴霧初速度ｖ０を有する燃料の噴射開始時期を噴射タイミングθｉｎｊ（ｔ＝０）とし、噴霧初速度ｖ０を有する燃料の噴射開始からの時間を経過時間ｔとする。

続いて、噴射開始から経過時間ｔにおける筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）を、燃焼期間Ｔｅｃにわたって逐次算出する（Ｓ１９）。詳しくは、以下の数式１２により、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）を算出する。数式１２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（ｔ）はＳ１３で取得した筒内圧力、Ｖｃｙｌ（ｔ）は経過時間ｔにおけるシリンダ１１（燃焼室１４）の容積、Ｍｃｙｌは以下の数式１３により算出したシリンダ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。

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は吸気行程においてエアフロメータ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。

続いて、噴射開始から経過時間ｔまでの熱発生量Ｑ（ｔ）を、燃焼期間Ｔｅｃにわたって逐次算出する（Ｓ２０）。詳しくは、熱力学方程式及び気体の状態方程式を用いて、筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）に基づいて熱発生量Ｑ（ｔ）を算出する（熱発生量推定手段）。

続いて、噴射開始からの経過時間ｔにおける燃焼室１４内のガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐ（ｔ）を、燃焼期間Ｔｅｃにわたって逐次算出する（Ｓ２１）。燃焼室１４内のガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐ（ｔ）は、燃焼前の酸素濃度Ｃｏ２ｉｍから燃料の燃焼に伴って低下する。そして、燃料の燃焼が終了すると一定の酸素濃度Ｃｏ２ｅｘになる。また、燃焼により消費される酸素量は、燃焼による熱発生量Ｑ（ｔ）に比例する。そこで、以下の数式１４により、燃焼室１４内のガス（燃料噴霧が取り込むガス）の酸素濃度Ｃｏ２ｓｐ（ｔ）を算出する（酸素濃度推定手段）。

上記において、Ｃｏ２ｉｍは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、Ｃｏ２ｅｘは排気行程においてＡ／Ｆセンサ４８の検出値に基づき算出した酸素濃度、Ｑ（ｔ）はＳ２０で算出した熱発生量である。すなわち、排気行程においてＡ／Ｆセンサ４８の検出値に基づき算出された酸素濃度Ｃｏ２ｅｘは、燃料の燃焼後における燃焼室１４内のガスの酸素濃度に相当する。

続いて、噴射開始から経過時間ｔにおける当量比φ（ｔ）を、燃焼期間Ｔｅｃにわたって逐次算出する（Ｓ２２）。詳しくは、上述した数式４を用いて、当量比φ（ｔ）を算出する（混合比推定手段）。

ここで、ｖ０はＳ１７で算出した噴霧初速度ｖ０、ρａはＳ１４で算出した筒内ガス密度、ｘ（ｔ）はＳ１８で算出した到達距離、ｗ（ｔ）は数式２により算出した速度、θ０はＳ１６で算出した噴霧角、Ｃｏ２ｓｐはＳ２１で算出した酸素濃度である。

続いて、燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）を、燃焼期間Ｔｅｃのうち着火後の期間にわたって逐次算出する（Ｓ２３）。

燃料噴射弁２４によりシリンダ１１（燃焼室１４）内に噴射された燃料は、直ちに着火して燃焼するのではなく、着火遅れ期間を経過した後に着火して燃焼する。このため、燃料が噴射されてから着火するまでは、燃料が燃焼している領域である燃焼領域Ｃが存在しないこととなる。

そこで、噴射された燃料が着火したことを検出してから、燃焼領域Ｃが生じたとする。Ｓ１３で取得した筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）に基づいて、噴射された燃料が着火した着火時期ｔｉｇを検出する（着火検出手段）。詳しくは、筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）の上昇速度が判定値よりも大きくなる時期を、着火時期ｔｉｇとして検出する。

そして、燃焼期間Ｔｅｃのうち着火時期ｔｉｇ以後の期間について、上述した数式７を用いて、燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）を算出する（燃焼領域推定手段）。ｘ１（ｔ）
、数式６により算出した当量比φ（ｔ）が１となる到達距離ｘ１（ｔ）である。また、数式８を用いて、燃焼領域Ｃの表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）を算出する（燃焼領域推定手段）。なお、燃料噴射弁２４に噴孔２４ａが複数形成されている場合は、体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）にそれぞれ噴孔数を掛ける。

続いて、燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）を、燃焼期間Ｔｅｃのうち着火後の期間にわたって逐次算出する（Ｓ２４）。詳しくは、以下の数式１５により、燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）を算出する（温度推定手段）。

上記において、Ｔｉｇは着火時期ｔｉｇにおける筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔｉｇ）、Ｖｃｙｌ（ｔ）は経過時間ｔにおけるシリンダ１１（燃焼室１４）の容積、Ｖｃｍｂ（ｔ）はＳ２３で算出した燃焼領域Ｃの体積である。すなわち、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）は、シリンダ１１内の平均温度であり、シリンダ１１内において燃焼領域Ｃの温度とそれ以外の領域の温度が平均されたものである。そこで、シリンダ１１の容積Ｖｃｙｌ（ｔ）及び燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）により、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）を燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）に換算する。

続いて、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を算出する（Ｓ２５）。詳しくは、化学反応の速度を規定するアレニウスの式に基づいて、以下の数式１６によりＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を算出する（排出量推定手段）。

上記において、ｋは温度に無関係な定数（適合定数）、Ｐｃｙｌ（ｔ）はＳ１３で取得した筒内圧力、Ｃｏ２ｓｐはＳ２１で算出した酸素濃度、Ｅは活性化エネルギ、Ｒは気体定数、Ｔｃｍｂ（ｔ）はＳ２４で算出した燃焼領域Ｃの温度、Ｓｃｍｂ（ｔ）はＳ２３で算出した燃焼領域Ｃの表面積である。そして、この一連の処理を一旦終了する（ＥＮＤ）。

図６は、筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）、酸素濃度Ｃｏ２ｓｐ（ｔ）、噴霧体積（燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ））、燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）、及びＮＯｘ生成速度の関係を示すタイムチャートである。

噴射開始時期ｔ１になると、燃料の噴射が開始され、時間ｔの経過に伴って噴霧体積が増加する。しかしながら、噴射された燃料は未だ着火していないため、燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び温度Ｔｃｍｂ（ｔ）は変化していない。

そして、燃焼開始時期ｔ２になると、燃料が着火し、筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）、燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）、及び燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）が上昇を開始する。ここで、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）と比較して、燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）は急激に上昇する。また、シリンダ１１（燃焼室１４）内の酸素濃度Ｃｏ２ｓｐは、燃料の燃焼に伴って低下する。

その後、燃料の燃焼が進むと、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）は上昇を続けた後に略一定になる。一方、燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）は、上昇後してピークに達した後に低下する。この点、本実施形態では、酸素濃度Ｃｏ２ｓｐ及び燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）に基づいて、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］（ハッチングで示した部分の面積）が推定される。

図７は、実ＮＯｘ排出量と推定ＮＯｘ排出量との関係を示すグラフである。本実施形態によれば、実ＮＯｘ排出量と推定ＮＯｘ排出量とが比例しており、ＮＯｘ排出量が精度良く推定されている。

以上詳述した本実施形態は、以下の利点を有する。

・シリンダ１１（燃焼室１４）内の平均温度は、シリンダ１１内において燃焼領域Ｃの温度とそれ以外の領域の温度が平均されたものである。このため、シリンダ１１の容積Ｖｃｙｌ（ｔ）、推定された燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）、及び筒内圧センサ４３により検出された筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）に基づいて、シリンダ１１内の平均温度、ひいては燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）を逐次推定することができる。

・ＮＯｘの生成量は、燃料の燃焼反応における圧力、酸素濃度、温度、反応が起こる面積により影響を受ける。このため、筒内圧センサ４３により検出された筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）、推定された酸素濃度Ｃｏ２ｓｐ、推定された燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）、及び推定された燃焼領域Ｃの表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）に基づいて、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を精度良く推定することができる。

・シリンダ１１の容積Ｖｃｙｌ（ｔ）及び筒内圧センサ４３により検出された筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）に基づいて、筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）を逐次推定する。そして、推定された筒内ガス温度Ｔｃｙｌ（ｔ）、シリンダ１１の容積Ｖｃｙｌ（ｔ）、及び推定された燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）に基づいて、燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）を逐次推定することができる。

・噴射された燃料が着火したことが検出されてから、燃焼領域Ｃが生じたとして燃焼領域Ｃの温度の推定が開始される。このため、実際に燃料の燃焼が開始してから、燃焼領域Ｃの温度Ｔｃｍｂ（ｔ）に基づいてＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を推定することができ、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を精度良く推定することができる。

・燃料噴射弁２４によりシリンダ１１内に噴射された燃料の噴射方向への到達距離ｘ（ｔ）が逐次推定される。推定された到達距離ｘ（ｔ）、及び推定された酸素濃度Ｃｏ２ｓｐに基づいて、シリンダ１１内の酸素（空気）に対する燃料の当量比φ（ｔ）が到達距離ｘ（ｔ）に対して逐次推定される。そして、燃料噴射弁２４により噴射された燃料の噴霧のうち、推定された当量比φ（ｔ）が１以下（所定範囲）となる領域が燃焼領域Ｃとされる。このため、実際に燃料が燃焼する領域を燃焼領域Ｃとすることができ、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を精度良く推定することができる。

・燃料噴射弁２４により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、燃料の噴射方向への到達距離ｘ（ｔ）が逐次推定される。このため、噴射された燃料の運動量、すなわち噴霧の状態を考慮して、到達距離ｘ（ｔ）を精度良く推定することができる。

・筒内圧センサ４３により検出された筒内圧力Ｐｃｙｌ（ｔ）に基づいて、燃料の燃焼による熱発生量Ｑ（ｔ）が逐次推定される。そして、燃料の燃焼前におけるシリンダ１１内のガスの酸素濃度Ｃｏ２ｉｍ、推定された熱発生量Ｑ（ｔ）、及び燃料の燃焼後におけるシリンダ１１内のガスの酸素濃度Ｃｏ２ｅｘに基づいて、シリンダ１１内のガスの酸素濃度Ｃｏ２ｓｐ（ｔ）を逐次推定することができる。

・燃料噴射弁２４には、燃料噴射弁２４の燃料通路内の圧力を逐次検出する噴射弁内圧センサ５０が設けられている。このため、噴射弁内圧センサ５０により検出される弁内圧Ｐｉｎｊに基づいて、実際に燃料噴射が開始される時期、及び実際に燃料が最高速度に到達する時期を取得することができる。そして、噴射弁内圧センサ５０により検出された弁内圧Ｐｉｎｊに基づいて、燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）が補正されるため、燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）を正確に推定することができる。

・ＮＯｘが生成される化学反応の速度は、アレニウスの式を用いて規定することができる。この点、アレニウスの式を用いてＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］が推定されるため、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］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。

・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。

・噴射弁内圧センサ５０（第２圧力センサ）により検出された弁内圧Ｐｉｎｊに基づいて燃料の噴射率を算出し、算出された噴射率に基づいて燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）を算出又は補正することもできる（燃焼領域推定手段）。詳しくは、噴射率を噴孔２４ａの数で割り、それを更に１つの噴孔２４ａの断面積で割ることにより、噴孔２４ａから噴射される燃料の速度、すなわち噴霧初速度ｖ０を算出することができる。そして、算出した噴霧初速度ｖ０を用いることにより、到達距離ｘ（ｔ）、ひいては燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）を正確に算出又は補正することができる。こうした構成によれば、燃料噴射弁２４の個体差や経時変化を補償することができ、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を更に精度良く推定することができる。

・燃料の噴射条件に応じた到達距離ｘ（ｔ）を、予め実験等により求めておくこともできる。また、噴霧角θ０や到達距離ｘ（ｔ）を含めて、燃料の噴射条件に応じた燃焼領域Ｃの体積Ｖｃｍｂ（ｔ）及び表面積Ｓｃｍｂ（ｔ）を、予め実験等により求めておくこともできる。

・上記実施形態では、燃料噴射弁２４により噴射された燃料の噴霧のうち、推定された当量比φ（ｔ）が１以下（所定範囲）となる領域を燃焼領域Ｃとしたが、燃料の噴霧全体を燃焼領域Ｃとすることもできる。また、上記実施形態では、噴射された燃料が着火したことが検出されてから、燃焼領域Ｃが生じたとして燃焼領域Ｃの温度の推定を開始したが、燃料の噴射開始時期から燃焼領域Ｃが生じたとして燃焼領域Ｃの温度の推定を開始することもできる。これらの場合であっても、シリンダ１１（燃焼室１４）全体を燃焼領域Ｃとする場合と比べて、ＮＯｘ排出量［ＮＯｘ］を精度良く推定することができる。

・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（ｔ）を用いたが、空気についての当量比φａ（ｔ）や、空気過剰率λ（ｔ）（当量比φａの逆数）、空燃比Ａ／Ｆ（ｔ）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、混合気の混合比を制御する制御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、混合気の混合比を制御する制御装置としての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、３０…制御装置、４３…筒内圧センサ。

Claims (9)

1. 燃料噴射弁（２４）により内燃機関（１０）の燃焼室（１４）内に噴射される燃料の燃焼時に生じるＮＯｘの排出量を推定するＮＯｘ排出量推定装置（３０）であって、
   前記機関には、前記燃焼室内の圧力を逐次検出する第１圧力センサ（４３）が設けられており、
   前記燃焼室内のガスの酸素濃度を逐次推定する酸素濃度推定手段と、
   前記燃料噴射弁により前記燃焼室内に噴射された燃料が燃焼している領域である燃焼領域の体積及び表面積を逐次推定する燃焼領域推定手段と、
   前記燃焼室の体積、前記燃焼領域推定手段により推定された前記燃焼領域の体積、及び前記第１圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記燃焼領域の温度を逐次推定する温度推定手段と、
   前記第１圧力センサにより検出された前記圧力、前記酸素濃度推定手段により推定された前記酸素濃度、前記温度推定手段により推定された前記温度、及び前記燃焼領域推定手段により推定された前記表面積に基づいて、前記ＮＯｘ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ＮＯｘ排出量推定装置。
2. 前記温度推定手段は、前記燃焼室の体積及び前記第１圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記燃焼室内の平均温度を逐次推定し、推定された前記平均温度、前記燃焼室の体積、及び前記燃焼領域推定手段により推定された前記燃焼領域の体積に基づいて、前記燃焼領域の温度を逐次推定する請求項１に記載のＮＯｘ排出量推定装置。
3. 前記燃料噴射弁により前記燃焼室内に噴射された燃料が着火したことを検出する着火検出手段を備え、
   前記温度推定手段は、前記着火検出手段により前記燃料が着火したことが検出されてから、前記燃焼領域が生じたとして前記燃焼領域の温度の推定を開始する請求項１又は２に記載のＮＯｘ排出量推定装置。
4. 前記燃料噴射弁により前記燃焼室内に噴射された燃料の噴射方向への到達距離を逐次推定する到達距離推定手段と、
   前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離、及び前記酸素濃度推定手段により推定された前記酸素濃度に基づいて、前記燃料と前記燃焼室内のガスとの混合気の混合比を前記到達距離に対して逐次推定する混合比推定手段と、を備え、
   前記温度推定手段は、前記燃料噴射弁により噴射された燃料の噴霧のうち、前記混合比推定手段により推定された前記混合比が所定範囲となる領域を前記燃焼領域とする請求項１〜３のいずれか１項に記載のＮＯｘ排出量推定装置。
5. 前記到達距離推定手段は、前記燃料噴射弁により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、前記到達距離を逐次推定する請求項４に記載のＮＯｘ排出量推定装置。
6. 前記第１圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記燃料の燃焼による熱発生量を逐次推定する熱発生量推定手段を備え、
   前記酸素濃度推定手段は、前記燃料の燃焼前における前記燃焼室内のガスの酸素濃度、前記熱発生量推定手段により推定された前記熱発生量、及び前記燃料の燃焼後における前記燃焼室内のガスの酸素濃度に基づいて、前記燃焼室内のガスの酸素濃度を逐次推定する請求項１〜５のいずれか１項に記載のＮＯｘ排出量推定装置。
7. 前記燃料噴射弁には、前記燃料噴射弁に設けられた燃料通路内の圧力を逐次検出する第２圧力センサ（５０）が設けられており、
   前記燃焼領域推定手段は、前記第２圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記体積及び前記表面積を補正する請求項１〜６のいずれか１項に記載のＮＯｘ排出量推定装置。
8. 前記燃焼領域推定手段は、前記第２圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて前記燃料の噴射率を算出し、算出された前記噴射率に基づいて前記体積及び前記表面積を補正する請求項７に記載のＮＯｘ排出量推定装置。
9. 前記排出量推定手段は、化学反応の速度を規定するアレニウスの式を用いて、前記ＮＯｘの排出量を推定する請求項１〜８のいずれか１項に記載のＮＯｘ排出量推定装置。