JP6429081B2 - 燃焼領域推定装置、ＮＯｘ生成量推定装置及び気流制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、圧縮自着火式の内燃機関の筒内に噴射された燃料の燃焼領域を推定する燃焼領域推定装置、燃焼により生成されるＮＯｘの量を推定するＮＯｘ生成量推定装置及び筒内の気流の強さを制御する気流制御装置に関する。

従来、ディーゼルエンジンに代表される、筒内に燃料を直接噴射してその燃料を自着火燃焼させる圧縮自着火式の内燃機関において、空気と燃料との混合状態を良好にするなどの目的で、スワール流といった気流を筒内に発生させる内燃機関が知られている。

この種の内燃機関にあっては、ＮＯｘやＳｏｏｔの排出を抑えるために、気流（スワール流）の強さを適切に制御することが必要である。気流を強くすると、燃焼領域の増加につながり、燃焼により生成されるＮＯｘの量（ＮＯｘ生成量）を増加させる。例えば、内燃機関の始動時のようなＮＯｘを浄化する後処理部が十分に機能していない状態で気流を強くし過ぎると、後処理部で浄化しきれないＮＯｘ量、すなわち車両から排出されるＮＯｘ量が多くなる恐れがある。また、気流を強くし過ぎると、インジェクタの各噴孔から噴射された燃料噴霧間の干渉量が大きくなり、噴霧の干渉領域においては酸素不足によりＳｏｏｔの発生量が多くなる恐れがある。

逆に、気流を弱くし過ぎると、筒内において燃料噴霧が存在していない領域が大きくなり、その結果、燃焼領域が小さくなり、その燃焼領域において筒内の酸素を有効に利用できず、Ｓｏｏｔの発生量が多くなる恐れがある。

特許文献１では、インジェクタの各噴孔から噴射されてスワール流の流れ方向で互いに隣り合う噴霧のうち、スワール流れ方向下流側に位置する噴霧のスワール上流側側面位置と、スワール流れ方向上流側に位置する噴霧のスワール下流側側面位置との間隔を求める。そして、その間隔を所定範囲内にするようにスワール流の速度を変更する発明が開示されている。

特開２０１３−１６０１９４号公報

しかしながら、筒内での燃焼は燃料と空気との混合状態に応じて行われるところ、特許文献１の発明では、燃料噴霧の筒内での位置を求めているが、燃料と空気との混合状態を考慮していないので、燃焼領域の推定としては精度が低いという問題がある。

一方、ＣＦＤ技術（ＣＦＤ：Ｃｏｎｐｕｔａｔｉｏｎ Ｆｌｕｉｄ Ｄｙｎａｍｉｃｓ）を採用して、コンピュータ上で筒内の空間を細かくメッシュに分割し、メッシュごとに燃料と空気との混合状態を求めて、求めた各メッシュの混合状態に基づき燃焼領域を計算することも考えられる。しかし、この場合には、計算負荷が高くなってしまい、内燃機関を備えた実システム上に実装することは困難である。

本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、圧縮自着火式の内燃機関の筒内に噴射された燃料の燃焼領域を、気流の影響を考慮した形で簡易かつ精度良く推定できる燃焼領域推定装置、ＮＯｘ生成量を精度良く推定できるＮＯｘ生成量推定装置、及び筒内の気流を制御することで内燃機関から排出されるＮＯｘ及びＳｏｏｔの量を低減できる気流制御装置を提供することを課題とする。

上記課題を解決するために、本発明の燃焼領域推定装置は、気流が発生している筒内にインジェクタから燃料を噴射してその燃料を自着火燃焼させる圧縮自着火式の内燃機関の前記筒内に噴射した燃料の燃焼が開始する時の前記筒内の酸素濃度である開始時濃度を取得する開始時濃度取得手段と、
前記燃料の燃焼が終了する時の前記筒内の酸素濃度である終了時濃度を取得する終了時濃度取得手段と、
前記筒内の酸素濃度が前記開始時濃度である条件下で、前記筒内に気流が無い場合における当量比が所定値となる前記燃料の前記インジェクタの噴孔からの到達距離を燃焼開始位置として推定する開始位置推定手段と、
前記筒内の酸素濃度が前記終了時濃度である条件下で、前記筒内に気流が無い場合における当量比が前記所定値となる前記燃料の前記噴孔からの到達距離を燃焼終了位置として推定する終了位置推定手段と、
前記筒内に発生している気流の強さを示す指標としてスワール流の角速度を取得する指標取得手段と、
噴射期間の最後に噴射した燃料が、前記噴孔から前記燃焼終了位置に到達するまでの時間を取得する時間取得手段と、
前記筒内に気流が無い場合の、前記噴孔を頂点とし、前記燃料の噴霧の広がり角度を前記頂点における角度とし、前記燃料の噴霧の中心線を高さとした円錐における前記燃焼開始位置と前記燃焼終了位置の間の領域である第１燃焼領域を推定する第１の推定手段と、
前記第１燃焼領域を前記角速度と前記時間との乗算値の角度分だけ増加させた領域である第２燃焼領域を推定する第２の推定手段と、
を備えることを特徴とする。

時間に対し連続的に燃料が噴射される内燃機関においては、噴射期間の各時点で噴射された各燃料は互いに同時、同位置で燃焼するわけではなく、噴射時点の早い燃料ほど、噴孔に近い位置、かつ早い時点で燃焼する。噴射時点の遅い燃料は、先に噴射された燃料の燃焼位置の酸素濃度が低下しているので、その燃焼位置よりも噴孔から離れた位置で燃焼する。このように、燃料噴霧が連続的に位置を変えて燃焼することから、筒内に噴射した燃料の燃焼開始位置及び燃焼終了位置は、燃料の噴射方向における燃焼領域の両端の位置に相当する。そのため、燃焼開始位置及び燃焼終了位置が分かれば燃焼領域を推定することができる。

ここで、燃焼開始位置及び燃焼終了位置を推定するために、本発明では、筒内に噴射された燃料は、燃料と空気の混合気における燃料の濃さを表す指標である当量比（＝理論空燃比／実際の混合気の空燃比）が所定値になった時に燃焼すると仮定する。燃料は噴孔から離れるにしたがって筒内に広がっていくので、当量比は噴孔から離れた位置ほど小さくなる。また、当量比は筒内の酸素濃度に応じて変化するが、その酸素濃度は、燃焼開始時と燃焼終了時とで異なり、具体的には、燃焼終了時の酸素濃度のほうが燃焼開始時の酸素濃度よりも低い。そして、筒内の酸素濃度が低いほど、当量比が所定値になるまでの燃料の噴孔からの到達距離が長くなる。

以上のことを考慮し、本発明では、燃焼開始時の筒内の酸素濃度（開始時濃度）と、燃焼終了時の酸素濃度（終了時濃度）とを取得する。そして、筒内の酸素濃度が開始時濃度である条件下で、当量比が所定値となる燃料の噴孔からの到達距離を燃料の燃焼開始位置として推定する。また、筒内の酸素濃度が終了時濃度である条件下で、当量比が所定値となる燃料の噴孔からの到達距離を燃料の燃焼終了位置として推定する。このように、本発明では、燃料と空気との混合状態（当量比、酸素濃度）を考慮して燃焼開始位置及び燃焼終了位置を推定しているので、それら燃焼開始位置、燃焼終了位置を精度良く推定できる。

さらに、燃焼領域は、筒内の気流の強さに応じて変化するが、第１の推定手段は燃焼開始位置及び燃焼終了位置から気流が無い場合の燃焼領域である第１燃焼領域を推定し、第２の推定手段は第１燃焼領域と気流の強さを示す指標とを考慮して気流がある場合の燃焼領域である第２燃焼領域を推定するので、気流の強さに応じて変化する精度の良い燃焼領域を推定できる。また、本発明では、燃焼領域の推定に、燃焼開始位置と燃焼終了位置の間で燃焼する燃料や空気の状態を考慮しなくて良く、すなわち、簡易に燃焼領域を推定できる。

また、本発明のＮＯｘ生成量推定装置は、上記本発明の燃焼領域推定装置と、
前記第２の推定手段が推定した前記第２燃焼領域に基づいてＮＯｘ生成量を推定するＮＯｘ推定手段と、
を備えることを特徴とする。

本発明によれば、本発明の燃焼領域推定装置で得られた精度の良い燃焼領域に基づいてＮＯｘ生成量を推定するので、精度の良いＮＯｘ生成量を得ることができる。

また、本発明の気流制御装置は、上記本発明のＮＯｘ生成量推定装置と、
前記ＮＯｘ推定手段が推定したＮＯｘ生成量が目標値より大きい場合には前記筒内の気流を弱くし、そのＮＯｘ生成量が前記目標値以下の場合には前記筒内の気流を強くし又は維持する気流調整手段と、
を備えることを特徴とする。

本発明によれば、本発明のＮＯｘ生成量推定装置で得られた精度の良いＮＯｘ生成量に基づいて気流の強さを制御し、詳しくは、推定したＮＯｘ生成量が目標値より大きい場合には筒内の気流を弱くするので、気流が強すぎることによるＮＯｘ排出量の増加を抑制できる。また、推定したＮＯｘ生成量が目標値以下の場合には筒内の気流を強くし又は維持するので、気流が弱すぎることによるＳｏｏｔ排出量の増加を抑制できる。このように、本発明では、内燃機関から排出されるＮＯｘ及びＳｏｏｔの量を低減できる。

エンジンシステムの構成図である。 気筒の中心軸線に直角な筒内の断面の一部を示し、気流の強さごとの燃焼領域及び気流の強さに応じてＮＯｘ、Ｓｏｏｔ量がどのように変わるかを示した図である。 ＥＣＵが実行する燃焼領域推定、ＮＯｘ生成量推定及び気流調整処理のフローチャートである。 時間に対する燃料噴射率の図である。 噴孔から噴射された燃料が連続的に位置を変えて燃焼する様子を示した図である。 第１実施形態における燃焼領域推定処理（Ｓ５の処理）のフローチャートである。 燃料噴霧７５に対して運動量保存則を適用する検査面７６、７７を設定したことを示す図である。 上段に熱発生率の変化を示し、下段に筒内平均Ｏ _２ 濃度の変化を示した図である。 気流が無い場合における燃焼領域体積Ｖ _０ を示した図である。 気流がある場合における燃焼領域体積Ｖを示した図である。 ＮＯｘの生成に関連するパラメータの時間変化を示した図である。 ＮＯｘ生成量推定処理（Ｓ６の処理）のフローチャートである。 上段に噴射期間を示し、下段に熱発生率を示した図である。 筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} に対する関数ｆ（Ｏ _{２＿ａｖｅ} ）のマップを例示した図である。 平均筒内温Ｔ _ａｖｅ に対する関数ｇ（Ｔ _ａｖｅ ）のマップを例示した図である。 燃焼領域体積Ｖに対する関数ｈ（Ｖ）のマップを例示した図である。 第２実施形態における燃焼領域推定処理（Ｓ５の処理）のフローチャートである。 気流が無い場合における燃焼領域表面積Ｓ _０ を示した図である。 気流がある場合における燃焼領域表面積Ｓを示した図である。 燃焼領域表面積Ｓに対する関数ｈ（Ｓ）のマップを例示した図である。

（第１実施形態）
以下、本発明の第１実施形態を図面を参照しながら説明する。図１は、車両に搭載されたエンジンシステム１の構成図を示している。エンジンシステム１は、内燃機関としてのコモンレール式のディーゼルエンジン１０（以下、単にエンジンという）と、そのエンジン１０の運転に必要な各種構成とを備える形で構成されている。なお、本実施形態では、エンジン１０は、４つの気筒１１を有した４気筒エンジンである。エンジン１０は、各気筒１１において、吸気、圧縮、燃焼、排気の４行程を経て動力を生み出す４ストローク機関である。吸気、圧縮、燃焼、排気の４行程による燃焼サイクル（「７２０°ＣＡ」周期）が、例えば各気筒１１間で「１８０°ＣＡ」ずらして逐次実行される。図１の右側の気筒１１から順に１番から４番までの番号を付けたときに、例えば、１番、３番、４番、２番の気筒１１の順に燃焼サイクルが実行される。

気筒１１の上壁を構成するシリンダヘッドの中心には、気筒１１内（以下、筒内という）に燃料（例えば軽油）を噴射するインジェクタ１６（燃料噴射弁）が設けられている。そのインジェクタ１６の先端には、インジェクタ１６の中心軸線を中心とした円周方向に複数の噴孔が形成されており、各噴孔からは互いに異なる方向に燃料が噴射される。インジェクタ１６から噴射された燃料噴霧が筒内で圧縮自着火燃焼する。また、気筒１１の側壁を構成するシリンダブロックには、冷却水（クーラント）を循環させるための冷却水路（ウォータジャケット）が形成されている。その冷却水によりエンジン１０が高温になりすぎるのを防いでいる。

また、各気筒１１には、筒内に吸入される吸入空気（ガス）の導入口となる吸気ポートとして、スワール生成ポート１２とタンブル生成ポート１３の２つの吸気ポートが形成されている。それら吸気ポート１２、１３はシリンダヘッド内に形成されている。スワール生成ポート１２は、スワール生成ポート１２から筒内に吸入されるガスにスワール流を生じさせる吸気ポートである。タンブル生成ポート１３は、タンブル生成ポート１３から筒内に吸入されるガスにタンブル流を生じさせる吸気ポートである。ここで、スワール流とは、気筒１１の中心軸線まわりのガスの渦状の流れ（旋廻流、横渦流）をいう。また、タンブル流とは、気筒１１の中心軸線と直角な平面にある軸線まわりの旋廻流（縦渦）をいう。スワール生成ポート１２から吸入されたガスは、タンブル生成ポート１３から吸入されたガスよりも外側（壁面側）を周方向に旋回しながら筒内を進行する。これに対し、タンブル生成ポート１３から吸入されたガスは、スワール生成ポート１２から吸入されたガスよりも内側を下方向（ピストンの頂上面の方向）に進行する。

また、各吸気ポート１２、１３と筒内とを繋ぐ開口には、その開口の開閉を行う吸気バルブ１４が設けられている。また、シリンダヘッド内には、筒内での燃焼後のガスを筒内から排出する排気ポートが形成されている。その排気ポートと筒内とを繋ぐ開口にはその開口の開閉を行う排気バルブ１５が設けられている。

エンジンシステム１には、筒内に吸入される新気（空気）が流れる吸気通路２１が設けられている。その吸気通路２１には、上流側から、新気を圧縮する過給器３１、過給器３１で圧縮された新気を冷却するインタークーラ３２が設けられている。また、インタークーラ３２より下流の吸気通路２１には、新気量を調整するスロットル３３が設けられている。そのスロットル３３より下流の吸気通路２１から、各気筒１１に繋がる通路２２（インテークマニホールドの通路。以下、ＥＧＲリーンガス通路という）が分岐している。各ＥＧＲリーンガス通路２２は各気筒１１のスワール生成ポート１２に接続されている。ＥＧＲリーンガス通路２２及び吸気通路２１には、新気のみ又は後述する接続通路２９から流入するＥＧＲガスが混ざったガス（以下、ＥＧＲリーンガスという）が流れる。

また、各気筒１１には、筒内から排出される排気ガスをまとめて排気通路２７に渡すためのエキゾーストマニホールド２３が接続されている。なお、排気通路２７には、上流側から、排気ガスからエネルギーを回収する過給器のタービン３７（可変ノズルターボ（ＶＮＴ））、排気ガスに対して所定の処理を行う後処理装置３８がこの順で配置されている。後処理装置３８は、排気ガス中のＣＯ、ＨＣ等を酸化して除去する酸化触媒や排気ガス中のＰＭを除去するＤＰＦや、排気ガス中のＮＯｘを還元浄化するＮＯｘ還元触媒などである。

エキゾーストマニホールド２３には、排気ガスの一部をＥＧＲガスとして吸気系に還流させるためのＥＧＲ通路２４が接続されている。そのＥＧＲ通路２４には、ＥＧＲ通路２４を流れるＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラ３４や、そのＥＧＲクーラ３４より下流にはＥＧＲガスの流量を調整するＥＧＲバルブ３５が設けられている。そのＥＧＲバルブ３５より下流のＥＧＲ通路２４からは、各気筒１１に繋がる通路２５（以下、ＥＧＲリッチガス通路という）が分岐している。各ＥＧＲリッチガス通路２５は、各気筒１１のタンブル生成ポート１３に接続されている。ＥＧＲリッチガス通路２５には、ＥＧＲリーンガス通路２２を流れるＥＧＲリーンガスよりもＥＧＲガスの濃度が濃い（排気濃度が高い、酸素濃度が低い）ガス（以下、ＥＧＲリッチガスという）が流れる。

また、エンジンシステム１には、吸気通路２１とＥＧＲ通路２４とを接続する接続通路２９が設けられている。その接続通路２９は、ＥＧＲリーンガス通路２２に分岐する前の吸気通路２１と、ＥＧＲリッチガス通路２５に分岐する前のＥＧＲ通路２４とを接続している。その接続通路２９を介してＥＧＲ通路２４から吸気通路２１にＥＧＲガスを流し、又は吸気通路２１からＥＧＲ通路２４に新気を流すことで、スワール生成ポート１２から筒内に吸入するガス量と、タンブル生成ポート１３から筒内に吸入するガス量との割合を所定値に維持しつつ、所望のＥＧＲ率に調整できるようになっている。なお、ＥＧＲ率は、筒内に吸入されるＥＧＲガス（排気ガス）の量を、筒内に吸入されるガスの総吸入量（新気の吸入量＋ＥＧＲガスの吸入量）で割った値である。

さらに、各ＥＧＲリッチガス通路２５には、ＥＧＲリッチガス通路２５を流れるガスの流量を調整することで、筒内でのスワール流（気流）の強さを調整するスワールコントロールバルブ４１（以下、ＳＣＶという）が設けられている。ＳＣＶ４１の開度を小さくしてＥＧＲリッチガスの流量が絞られると、スワール生成ポート１２から吸入されるガスの勢いが増し、結果、スワール流を強めることができる。反対に、ＳＣＶ４１の開度を大きくしてＥＧＲリッチガスの流量を多くすると、スワール生成ポート１２から吸入されるガスの勢いを弱め、結果、スワール流を弱めることができる。ＳＣＶ４１にはモータ４２が接続されており。ＳＣＶ４１はそのモータ４２により開度が制御される。

エンジンシステム１には、エンジン１０の運転制御に必要な各種センサが設けられている。具体的には、吸気通路２１には、筒内に吸入するガス（図１ではＥＧＲリーンガス）の圧力、つまり吸気圧（過給圧）Ｐを検出する吸気圧センサ５６が設けられている。同じく、吸気通路２１には、筒内に吸入するガスの温度、つまり吸気温Ｔを検出する吸気温センサ５７が設けられている。また、タービン３７より上流の排気通路２７には、排気通路２７を流れる排気ガス、すなわちエンジン１０から排出されるガスの酸素濃度を検出する排気Ｏ _２ センサ５８が設けられている。なお、排気Ｏ _２ センサ５８はエキゾーストマニホールド２３に設けられたとしても良い。また、排気Ｏ _２ センサ５８に代えて、排気ガスの空燃比（Ａ／Ｆ）を検出するＡ／Ｆセンサを設けたとしても良い。

さらに、エンジンシステム１には、これらセンサ５６〜５８以外のセンサも設けられている。具体的には、エンジンシステム１には、エンジン１０の回転数を検出する回転数センサ５２、車両の運転者の要求トルクを車両側に知らせるためのアクセルペダルの操作量（踏み込み量）を検知するアクセルペダルセンサ５３、筒内に吸入する新気量を検出するエアフロメータ５４、インジェクタ１６から噴射される燃料の噴射圧を検出する噴射圧センサ５５、筒内の圧力（筒内圧）を検出する筒内圧センサ５９などが設けられている。回転数センサ５２は、例えばエンジン１０のクランク角を検出するクランク角センサである。またエアフロメータ５４は吸気通路２１に設けられて、例えば吸気通路２１を流れるガスの体積流量を検出するセンサである。噴射圧センサ５５は、例えばインジェクタ１６に供給する高圧燃料を蓄えるコモンレール（図示外）に設けられて、そのコモンレール内の圧力を検出するセンサである。筒内圧センサ５９は、先端側が筒内に露出する形でシリンダヘッドに取り付けられる。

エンジンシステム１には、上記各センサから入力される検出値に基づきＳＣＶ４１を含む各バルブ（スロットル３３、ＥＧＲバルブ３５など）の開閉（開閉時期や開度など）やインジェクタ１６による燃料供給などを制御することでエンジン１０の運転を制御するＥＣＵ５０が設けられている。そのＥＣＵ５０は、ＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等を備えたコンピュータを主として構成されている。ＥＣＵ５０は、ＥＥＰＲＯＭ、フラッシュメモリ等のメモリ５１を備えている。そのメモリ５１には、ＥＣＵ５０が実行する処理のプログラムや、各種マップ（例えば燃料噴射に関するマップや気流制御に関するマップ）などが記憶されている。

また、ＥＣＵ５０は、筒内における燃料の燃焼領域を推定し、エンジン１０からのＮＯｘ及びＳｏｏｔの排出量を抑制するために、推定した燃焼領域に基づいてＮＯｘ生成量を推定し、推定したＮＯｘ生成量に基づいて気流（スワール流）の強さを調整する。すなわち、ＥＣＵ５０は、本発明の燃焼領域推定装置、ＮＯｘ生成量推定装置及び気流制御装置に相当する。ここで、図２は、気筒１１の中心軸線に直角な筒内の断面の一部を示し、気流の強さを変化させた時に燃焼領域がどのように変わるか、及び、燃焼領域の変化によりＮＯｘ及びＳｏｏｔの生成量がどのように変わるかを説明する図である。図２では、インジェクタ１６から筒内の壁面１１１の方に放射するように噴射された燃料噴霧の燃焼領域１７１〜１７３（燃料噴霧）の様子を示している。詳しくは、図２の左側には、気流の強さが小の時の燃焼領域１７１の様子を示し、図２の真ん中には、気流の強さが中の時の燃焼領域１７２の様子を示し、図２の右側には、気流の強さが大の時の燃焼領域１７３の様子を示している。

気流が大きくなると、燃料噴霧と空気との混合が促進されるので、混合気の領域が拡大する。すなわち、図２に示すように、気流が大きくなるにしたがって燃焼領域は、燃焼領域１７１→燃焼領域１７２→燃焼領域１７３の順にスワール流の方向に拡大する。また、気流が小の時には、燃焼領域１７１は小さいので、ＮＯｘ生成量は少なくなるが、筒内の酸素を有効に利用できずにＳｏｏｔの生成量が多くなる。気流が中の時には、燃焼領域１７２は、気流が小の時の燃焼領域１７１から拡大するが、この拡大によりＮＯｘ生成量が増加する。一方、燃焼領域が拡大したことで、筒内の酸素の利用効率が上がり、結果、気流が小の時よりもＳｏｏｔ生成量は少なくなる。気流が大の時には、燃焼領域１７３はさらに大きくなるので、気流が中の時と同様にＮＯｘ生成量が多くなる。また、気流が大きすぎると、隣り同士の燃焼領域１７３（燃料噴霧）間で干渉（燃料噴霧の重なり）が発生し、その干渉領域においては酸素不足によりＳｏｏｔが増加する。

このように、気流の強弱によって燃焼領域が変わり、その燃焼領域の変化によりＮＯｘ及びＳｏｏｔの量が変わる。したがって、ＮＯｘ及びＳｏｏｔの排出量を抑制するためには、燃焼領域に応じて気流の強さを適切に調整する必要がある。例えば、エンジン１０の始動時など後処理装置３８が十分に機能していない時があり、その時に気流を強くし過ぎると、後処理装置３８で浄化しきれないＮＯｘ量が多くなる恐れがある。

以下、ＥＣＵ５０が実行する燃焼領域推定、ＮＯｘ生成量推定及び気流調整処理を説明する。図３は、その処理のフローチャートの一例を示している。図３の処理は、例えばエンジン１０の始動と同時に開始し、以降エンジン１０が停止するまで所定周期で繰り返し実行される。

図３の処理を開始すると、ＥＣＵ５０は、先ず、後述のＳ５で燃焼領域を推定するために必要な各種条件を取得する（Ｓ１）。Ｓ１の条件取得処理は、エンジン１０に関連する条件（エンジン条件）を取得する処理（Ｓ２）を含む。このＳ２の処理では、エンジン条件として、回転数センサ５２からエンジン回転数ＮＥを取得する。また、ピストンの上下動により筒内の体積は変化するが、その変化する体積の最大値である筒内最大体積Ｖ _ｍａｘ 及び体積の最小値である筒内最小体積Ｖ _ｍｉｎ をエンジン条件として取得する。筒内最大体積Ｖ _ｍａｘ は、ピストンが下死点の位置にある時の筒内体積である。筒内最小体積Ｖ _ｍｉｎ は、ピストンが上死点の位置にある時の筒内体積である。例えば、これら体積Ｖ _ｍａｘ 、Ｖ _ｍｉｎ の値をメモリ５１に記憶しておき、Ｓ２では、メモリ５１から体積Ｖ _ｍａｘ 、Ｖ _ｍｉｎ を取得すれば良い。

Ｓ１の条件取得処理は、インジェクタ１６から噴射される燃料の噴射条件を取得する処理（Ｓ３）を含む。このＳ３の処理では、噴射条件として、燃料の噴射圧Ｐ _ｃ 、噴射量Ｑ、噴射時期Ｔ _ｉｎｊ （燃料噴射が行われたクランク角の値）、噴射期間ｔ _ｉｎｊ （燃料噴射が行われたクランク角の幅）などを取得する。噴射圧Ｐ _ｃ は、噴射圧センサ５５（図１参照）から取得できる。また、噴射量Ｑ、噴射時期Ｔ _ｉｎｊ 、噴射期間ｔ _ｉｎｊ は、エンジン回転数やエンジン負荷（アクセルペダルセンサ５３が検出するアクセルペダルの踏み込み量）などをパラメータとして最適なエンジン運転となるようにＥＣＵ５０自身が決定した値（適合値）を用いれば良い。

また、Ｓ１の条件取得処理は、筒内に吸入する空気の条件（吸気条件）を取得する処理（Ｓ４）を含む。このＳ４の処理では、吸気条件として、吸気圧Ｐ、吸気温Ｔ、吸気Ｏ _２ 濃度、スワール比ＳＲなどを取得する。吸気圧Ｐは吸気圧センサ５６（図１参照）から取得できる。吸気温Ｔは吸気温センサ５７（図１参照）から取得できる。

吸気Ｏ _２ 濃度（筒内のＯ _２ 濃度）は、新気（空気）中の酸素濃度（約２１％）、新気量、筒内に吸入するＥＧＲガス（排気ガス）中の酸素濃度及びＥＧＲガス量に基づいて求めることができる。ここで、新気量は例えばエアフロメータ５４の検出値から求めることができる。より詳しくは、エアフロメータ５４の検出値から筒内に吸入される新気の体積Ｖが求まる。その体積Ｖと、吸気圧Ｐ、吸気温Ｔと、理想気体の状態方程式ＰＶ＝ｎＲＴとから、筒内に吸入される新気のモル数ｎ（＝ｍ／Ｍ、ｍは空気の質量、Ｍは空気の分子量）が求まり、そのモル数ｎを新気の質量ｍに換算することで、新気量が得られる。また、ＥＧＲガス中の酸素割合は、排気Ｏ _２ センサ５８が検出する排気ガス中のＯ _２ 濃度とすれば良い。また、ＥＧＲガス量はＥＧＲバルブ３５の開度（ＥＧＲ率）から求めることができる。例えば、新気量を１００、新気中の酸素濃度を２１％、ＥＧＲ率から求まるＥＧＲガス量が５０、ＥＧＲガス中の酸素濃度を１０％（排気Ｏ _２ センサ５８の検出値）とすると、筒内に吸入するガスの総量は１５０（＝１００＋５０）となり、その１５０中、酸素量は２６（＝２１（＝１００×２１％）＋５（＝５０×１０％））となる。よって、吸気Ｏ _２ 濃度は、２６÷１５０×１００を計算して、約１７．３％となる。

なお、吸気Ｏ _２ 濃度は、吸気通路２１に酸素濃度を検出するＯ _２ センサを設けて、そのＯ _２ センサにより直接求めても良い。

スワール比ＳＲは、スワール流の回転速度ωとエンジン回転数ＮＥの比を示す指標、つまり、ピストンが一往復する間にスワール流が何回転するかを示す指標である。このスワール比ＳＲは、ＳＣＶ４１の開度に相関し、具体的には、ＳＣＶ４１の開度が小さいほどスワール比ＳＲが大きくなる。よって、ＳＣＶ４１の開度とスワール比ＳＲの関係を予め調べてメモリ５１に記憶しておく。そして、メモリ５１に記憶されたその関係と現時点のＳＣＶ４１の開度とに基づいてスワール比ＳＲを求めれば良い。

また、Ｓ１の条件取得処理では、Ｓ２〜Ｓ４の処理で取得する条件以外に、エンジンシステム１に備えられた各センサからの検出値も取得し、具体的には例えば排気Ｏ _２ センサ５８が検出する排気Ｏ _２ 濃度も取得する。この排気Ｏ _２ 濃度は燃焼領域の推定に用いられる。なお、Ｓ１の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の開始時濃度取得手段及び終了時濃度取得手段に相当する。また、吸気Ｏ _２ 濃度が本発明の開始時濃度、排気Ｏ _２ 濃度が本発明の終了時濃度に相当する。

Ｓ１で各種条件を取得した後、次に、Ｓ１で取得した条件に基づいて燃焼領域を推定する（Ｓ５）。ここで、図４、図５は、Ｓ５の処理による燃焼領域の推定の考え方を説明する図である。詳しくは、図４は、噴射期間ｔ _ｉｎｊ 中に噴射された燃料７０を、時間（横軸）に対する燃料噴射率（縦軸）として表した図である。図５は、インジェクタ１６の噴孔１６１から噴射された燃料の燃焼領域１０１〜１０３を示した図である。インジェクタ１６から噴射された燃料は、噴孔から離れるにしたがって次第に空気と混合していき、燃料と空気との混合状態が適切な状態になった時に燃料は燃焼すると考える。これを言い換えると、燃料は噴孔から離れるほど筒内の広い範囲に分散していくので、燃料の噴射方向における単位体積当たりの当量比は噴孔から離されるにしたがって小さくなっていく。そして、本発明では、当量比がある値になった時（例えば当量比＝１）に燃料は燃焼すると考える。なお、当量比は、燃料と空気の混合気における燃料の濃さを表す指標であり、空気過剰率λの逆数、つまり理論空燃比を実際の混合気の空燃比で除算した値となる。

より詳しくは、図４に示すように時間に対し連続的に燃料７０を噴射する場合、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の初期に噴射された燃料７１は、図５の上段に示すように噴孔１６１に近い領域１０１で燃焼する。噴射期間ｔ _ｉｎｊ の中期に噴射された燃料７２は、燃料７１の燃焼により領域１０１の酸素濃度が低下しているため、図５の中段に示すように、領域１０１よりもやや遠い領域１０２で、燃料７１の燃焼に遅れて燃焼する。また、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の後期に噴射された燃料７３は、領域１０１、１０２の酸素濃度が低下しているため、領域１０２よりもやや遠い領域１０３で燃料７１、７２の燃焼に遅れて燃焼する。

このように、燃料７０の噴霧が連続的に位置を変えて燃焼することから、燃料７０の噴射方向における燃料７０の燃焼開始位置及び燃焼終了位置は、燃料７０の燃焼領域の噴射方向における両端の位置に相当する。Ｓ５の処理では、燃料の燃焼開始位置及び燃焼終了位置を推定して、これら燃焼開始位置、燃焼終了位置から燃焼領域を推定する。ここで、図６は、Ｓ５の処理のフローチャートを示している。

図６の処理では、先ず、噴射期間ｔ _ｉｎｊ 中に一つの噴孔から噴射された総燃料のうち最初に燃焼する燃料、すなわち噴射期間ｔ _ｉｎｊ の最初に噴射された燃料の、燃焼時における噴孔からの到達距離（燃焼位置）を燃焼開始位置として推定する（Ｓ２１）。次に、上記総燃料のうち最後に燃焼する燃料、すなわち噴射期間ｔ _ｉｎｊ の最後に噴射された燃料の、燃焼時における噴孔からの到達距離（燃焼位置）を燃焼終了位置として推定する（Ｓ２２）。なお、Ｓ２１の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の開始位置推定手段に相当する。Ｓ２２の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の終了位置推定手段に相当する。以下、これら燃焼開始位置、燃焼終了位置の求め方を説明する。

図７に示すように、噴孔１６１から噴射された燃料噴霧７５に対して、噴孔１６１の位置と、噴孔１６１から距離ｘの位置とでそれぞれ噴射方向に直角な検査面７６、７７を設定する。検査面７６、７７間での運動量保存則により以下の式１が成立する。式１中、ρ _ｆ は燃料密度、すなわち単位体積当たりの燃料の質量を示している。ｄは噴孔１６１の直径（噴孔径）を示している。ｖ _０ は、噴孔１６１の位置での燃料噴霧の速度、すなわち噴霧初速を示している。ρ _ａ は燃料噴射時における筒内のガス密度を示している。ｘは、燃料の噴射方向における燃料噴霧の噴孔１６１からの到達距離（噴霧位置）を示している。θは筒内に気流が無い場合の１噴孔当たりの噴霧角（噴霧の広がり角度）を示している。ｖは噴霧位置ｘでの噴霧速度を示している。

式１の左辺は、検査面７６（噴孔位置）における噴霧の運動量を示している。すなわち、噴孔１６１の断面積π（ｄ／２）^２に噴霧初速ｖ _０ を乗算した値π（ｄ／２）^２ ｖ _０ が単位時間当たりに検査面７６を通過する噴霧の体積を示し、その体積に燃料密度ρ _ｆ を乗算した値ρ _ｆ π（ｄ／２）^２ ｖ _０ が単位時間当たりに検査面７６を通過する噴霧の質量を示している。その質量に、噴霧初速ｖ _０ を乗算した値ρ _ｆ π（ｄ／２）^２ ｖ _０ ^２ が検査面７６における噴霧の運動量となる。

式１の右辺は、検査面７７における噴霧中のガスの運動量を示している。すなわち、噴霧は、噴孔１６１から離れるにしたがって、噴孔１６１の位置を頂点とした円錐状に広がると仮定して、検査面７７の位置での噴霧の断面積π〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２に噴霧速度ｖを乗算した値π〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖが単位時間当たりに検査面７７を通過する噴霧中のガスの体積を示し、その体積に筒内ガス密度ρ _ａ を乗算した値ρ _ａ π〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖが単位時間当たりに検査面７７を通過する噴霧中のガスの質量を示している。その質量に、噴霧速度ｖを乗算した値ρ _ａ π〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖ^２が検査面７７における噴霧中のガスの運動量を示している。

ここで、オリフィスの流量式により、噴霧初速ｖ _０ に関し以下の式２が成立する。式２中、ｃは収縮係数であり、インジェクタ１６のノズル形状により定まる定数である。Ｐ _ｃ は噴射圧、Ｐ _ｃｙｌ は燃料噴射時の筒内圧、ρ _ｆ は燃料密度である。

また、式１を噴霧速度ｖについての式に変形すると、以下の式３が成立する。

ここで、ｖ＝ｄｘ／ｄｔ、∫ｄｔ＝∫（１／ｖ）ｄｘの関係が成立するので、この関係を用いて式３中から噴霧速度ｖを消去すると、以下の式４が成立する。式４中、ｔは、噴孔１６１から燃料が噴射されてからの経過時間である。この式４は、後述のＳ２３の処理で用いる。

また、噴霧位置ｘに対する当量比φは、以下の式５で表すことができる。式５中、Ｌ _ｔｈ は理論空燃比であり、Ｏ _２ は噴霧位置ｘにおける酸素濃度であり、それ以外は上述した。

式５の分母中のρ _ａ π〔ｘｔａｎ（θ／２）〕^２ｖは、図７の検査面７７におけるガス量（ガスの質量）である。式５における分子中のρ _ｆ π（ｄ／２）^２ ｖ _０ は、検査面７７における燃料量（燃料の質量）である。なお、単位時間に検査面７７を通過する燃料量は、単位時間に検査面７６を通過する燃料量と同じとなる。また、噴霧位置ｘにおける酸素濃度Ｏ _２ の影響を当量比に反映させるために、式５には、２１／Ｏ _２ を含んでいる。このことは、噴霧位置ｘにおいて、酸素濃度が２１％より小さい場合には、２１％の場合に比べて当量比が大きくなることを意味している。言い換えると、当量比が所定値（例えば１）となる噴霧位置ｘは、酸素濃度Ｏ _２ が小さくなるほど、大きくなることを意味している。

さらに、式５中の噴霧速度ｖに式３を代入すると、以下の式６が得られる。

なお、上記各式の導出の考え方は、文献『和栗雄太郎、藤井勝、網谷竜夫、恒屋礼次郎、「ディーゼル機関の噴霧到達距離に関する研究」、機械学会論文集 ２５−１５６（１９５９年）、ｐ．８２０』に記載されている。

ここで、図８は、時間に対する筒内の熱発生率の変化を上段に示し、時間に対する筒内の平均Ｏ _２ 濃度（筒内の各位置でのＯ _２ 濃度の平均値）の変化を下段に示している。図８の上段の図において熱発生率が発生している期間が燃焼期間を示している。図８に示すように、燃焼期間における筒内平均Ｏ _２ 濃度は、時間の経過とともに次第に低下していく。また、燃焼開始時ｔ _ｓ の筒内平均Ｏ _２ 濃度は、吸気Ｏ _２ 濃度となる。燃焼終了時ｔ _ｅ の筒内平均Ｏ _２ 濃度は、排気行程においてエンジン１０から排出される排気ガス中のＯ _２ 濃度（排気Ｏ _２ 濃度）となる。

また、当量比φ＝１の時に燃焼するとし、燃焼開始時の筒内の酸素濃度を吸気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｉｎ として、式６を変形すると、燃焼開始位置ｘ _ｓ は以下の式７で表すことができる。式７は、式６のφ＝１とし、Ｏ _２ ＝Ｏ _２＿ｉｎ とし、ｘをｘ _ｓ として、そのｘ _ｓ を左辺に移行した式である。式７は、筒内の酸素濃度が吸気Ｏ _２ 濃度である条件下で、当量比が１となる噴霧距離を意味する。燃焼開始位置ｘ _ｓ は、噴射期間中に噴射された総燃料のうち最初に燃焼する燃料の燃焼位置（噴孔からの到達距離）に相当し、別の言い方をすると、噴射期間の最初に噴射された燃料の燃焼位置（噴孔からの到達距離）に相当する。

また、当量比φ＝１の時に燃焼するとし、燃焼終了時の筒内の酸素濃度を排気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｅｘ として、式６を変形すると、燃焼終了位置ｘ _ｅ は以下の式８で表すことができる。式８は、式６のφ＝１とし、Ｏ _２ ＝Ｏ _２＿ｅｘ とし、ｘをｘ _ｅ として、そのｘ _ｅ を左辺に移行した式である。式８は、筒内の酸素濃度が排気Ｏ _２ 濃度である条件下で、当量比が１となる噴霧距離を意味する。燃焼終了位置ｘ _ｅ は、噴射期間中に噴射された総燃料のうち最後に燃焼する燃料の燃焼位置（噴孔からの到達距離）に相当し、別の言い方をすると、噴射期間の最後に噴射された燃料の燃焼位置（噴孔からの到達距離）に相当する。

図６のＳ２１及びＳ２２の処理では、式７及び式８に基づいて燃焼開始位置ｘ _ｓ 及び燃焼終了位置ｘ _ｅ を推定する。このとき、燃料密度ρ _ｆ 、噴孔径ｄ、理論空燃比Ｌ _ｔｈ 及び噴霧角θはメモリ５１に予め記憶された一定値を用いれば良い。また、式７中の吸気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｉｎ は図３のＳ４の処理で取得している。式８中の排気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｅｘ は、排気Ｏ _２ センサ５８の検出値とすれば良く、これはＳ１の処理で取得している。なお、排気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｅｘ は、吸気Ｏ _２ 濃度及びＳ１の処理で取得した噴射量Ｑに基づいて求めても良い。噴射量Ｑは筒内での燃焼量に相関し、燃焼量は燃焼によって消費される酸素量に相関する。よって、噴射量Ｑに基づいて燃焼によって消費される酸素量を求め、その酸素量の分だけ吸気Ｏ _２ 濃度を減らすることで、排気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｅｘ を求めることができる。

式７、式８における筒内ガス密度ρ _ａ は、ピストンが上死点の時に燃料が噴射されるとして、以下の式９に示すように、上死点の時の筒内ガスの質量ｍ _ｃｙｌ を、筒内の体積（筒内最小体積）Ｖ _ｍｉｎ で除算した値となる。

筒内最小体積Ｖ _ｍｉｎ は、図３のＳ２の処理で取得している。筒内ガスの質量ｍ _ｃｙｌ は、上死点における筒内圧Ｐ _ｃｙｌ 、筒内最小体積Ｖ _ｍｉｎ 、筒内ガスの分子量Ｍ、気体定数Ｒ、上死点における筒内ガスの温度Ｔ _ｃｙｌ を用いて、以下の式１０により求めることができる。式１０は、理想気体の状態方程式ＰＶ＝ｎＲＴから導き出すことができる。

式１０において、筒内最小体積Ｖ _ｍｉｎ は図３のＳ２の処理で取得している。分子量Ｍは空気の分子量として予め定められた値（約２９）を用いれば良い。また、筒内圧Ｐ _ｃｙｌ 、温度Ｔ _ｃｙｌ は、以下の式１１、式１２により求めることができる。式１１、式１２はポアソンの法則から得られる式である。式１１、式１２中、Ｐは吸気圧、Ｖ _ｍａｘ は筒内最大体積、Ｖ _ｍｉｎ は筒内最小体積、Ｔは吸気温、γは筒内のガスの比熱比である。Ｐ、Ｖ _ｍａｘ 、Ｖ _ｍｉｎ 、ＴはＳ１の処理で取得している。また、比熱比γは予め定められた値を用いれば良い。なお、筒内圧Ｐ _ｃｙｌ は、筒内圧センサ５９（図１参照）から直接求めても良い。

Ｓ２１及びＳ２２で燃焼開始位置及び燃焼終了位置を推定した後、次に、燃焼開始位置及び燃焼終了位置に基づいて、噴射期間中に噴射された各燃料の燃焼位置を合わせた領域である燃焼領域の体積を推定する（Ｓ２３）。詳しくは、以下の式１３により、図９に示す筒内に気流が無い場合における燃焼領域体積Ｖ _０ （図９の斜線ハッチングの部分の体積）を推定する。なお、式１３は、１つの噴孔１６１から噴射された燃料の燃焼領域体積を求める式である。式１３中のθは噴霧角で予め定められた値を用いれば良い。また、式１３中の燃焼開始位置ｘ _ｓ 及び燃焼終了位置ｘ _ｅ は、Ｓ２１、Ｓ２２で求めた値を用いる。

図９、式１３では、燃料噴霧は各噴孔１６１から円錐状に放射するように進行すると仮定している。そして、燃焼領域体積Ｖ _０ は、噴孔１６１を頂点、その頂点における角度（頂点角）が噴霧角θ、噴霧の中心線（ｘ軸）を高さとした円錐における燃焼開始位置ｘ _ｓ と燃焼終了位置ｘ _ｅ の間の部分の体積である。すなわち、式１３の上段の式の右辺の第１項は、燃焼終了位置ｘ _ｅ の噴霧断面を底面とした円錐の体積を意味し、右辺の第２項は、燃焼開始位置ｘ _ｓ の噴霧断面を底面とした円錐の体積を意味する。

Ｓ２３では、気流が無い場合の燃焼領域体積Ｖ _０ を求めた後、次に、燃焼領域体積Ｖ _０ に基づいて気流がある場合の燃焼領域の体積Ｖを求める。詳しくは、気流（スワール流）の強さを示す指標である気流の角速度がω、噴射期間の最後に噴射した燃料が噴孔１６１から燃焼終了位置ｘ _ｅ に到達するまでの時間をΔｔとしたとき、図１０に示すように、それら角速度ωと時間Δｔの乗算値ω・Δｔの角度分だけ燃焼領域の体積が燃焼領域体積Ｖ _０ から増加すると考える。ここでは、気流としてスワール流を想定しているので、気流が無い場合の燃焼領域の側面（スワール流の下流側の側面）が、角度ω・Δｔの分だけスワール流の下流側に変位すると考える。図１０では、体積の増加分をΔＶ（縦線ハッチング）で示している。よって、気流による体積増加を考慮した燃焼領域の体積Ｖ（＝Ｖ _０ ＋ΔＶ）は、以下の式１４で求めることができる。

式１４中の噴霧角θは予め定められた値を用いれば良い。気流が無い場合の燃焼領域体積Ｖ _０ は式１３により得られる。気流（スワール流）の角速度ωは、以下の式１５により求めることができる。式１５中、ＮＥは、エンジン１０の回転数であり、図３のＳ２の処理で取得している。ＳＲはスワール比であり、Ｓ４の処理で取得している。なお、角速度ωを検出するセンサを設けて、そのセンサにより角速度ωを取得しても良い。

また、式１４中の、噴射期間の最後に噴射した燃料が噴孔１６１から燃焼終了位置ｘ _ｅ に到達するまでの時間Δｔは、上記式４と式８とに基づいて求めることができる。すなわち、式４のｘをｘ _ｅ 、ｔをΔｔに置き換えると、以下の式１６となる。そして、式１６を、Δｔについての式に変形すると、以下の式１７となる。式１７中のｘ _ｅ に、式８で得られた値を代入することで、時間Δｔを求めることができる。式１７中、燃料密度ρ _ｆ 、噴孔径ｄ、及び噴霧角θは予め定められた値を用いれば良い。また、筒内ガス密度ρ _ａ は上記式９により得られる。噴霧初速ｖ _０ は上記式２により得られる。なお、式２中の、収縮係数ｃ、燃料密度ρ _ｆ は予め定められた一定値を用いれば良い。噴射圧Ｐ _ｃ はＳ３の処理で取得している。筒内圧Ｐ _ｃｙｌ は上記式１１により得られる。

なお、上記式１４により得られる燃焼領域体積Ｖは、１つの噴孔から噴射された燃料の燃焼領域体積であるので、この燃焼領域体積Ｖに噴孔数Ｎを乗算することで、全体の燃焼領域体積が得られる。このように、式１４では、噴射期間の最後に噴射した燃料が燃焼終了位置ｘ _ｅ に到達するまでの時間Δｔに基づいて気流の影響を考慮した燃焼領域体積を求めている。燃焼終了位置ｘ _ｅ は、燃焼領域の中で噴孔から最も離れた位置となるので、この燃焼終了位置ｘ _ｅ に到達するまでの時間Δｔを用いることで、気流がある場合の燃焼領域の変化を正確に推定できる。Ｓ２３で燃焼領域体積を推定した後、図６の処理を終了して、図３の処理に戻る。なお、Ｓ２３の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の指標取得手段、第１の推定手段、第２の推定手段、時間取得手段に相当する。また、燃焼領域体積Ｖ _０ が本発明の第１燃焼領域に相当し、燃焼領域体積Ｖが本発明の第２燃焼領域に相当する。

図３の処理に戻って、次に、Ｓ５で推定した燃焼領域に基づいてＮＯｘの生成量を推定する（Ｓ６）。ここで、ＮＯｘ生成量は、以下の式１８で表すことができる。式１８中、左辺のＮＯｘはＮＯｘ生成量である。ｋは酸素Ｏ _２ と窒素Ｎ _２ とが空間的に衝突する頻度を示した頻度係数である。Ｏ _２ は筒内のＯ _２ 濃度である。Ｅは活性化エネルギーである。Ｒは気体定数である。Ｔは筒内の温度である。また、∫ｄＶは、燃焼領域（ＮＯｘの生成領域）の体積を示している。∫ｄｔは燃焼期間（ＮＯｘの生成期間）を示している。式１８に示すように、ＮＯｘ生成量は、筒内の酸素濃度が高いほど多くなり、かつ、筒内の温度が高いほど多くなり、かつ、燃焼領域の体積が大きいほど多くなり、かつ、燃焼期間が長いほど多くなる。式１８を用いて、ＮＯｘ生成量を推定しても良いが、ここでは、以下に説明するように、より簡易にＮＯｘ生成量を推定することを考える。

ここで、図１１は、ＮＯｘの生成に関連するパラメータの時間変化を示し、詳しくは、上段に筒内での熱発生率の時間変化を示し、中段に筒内平均Ｏ _２ 濃度（筒内の各位置でのＯ _２ 濃度の平均値）の時間変化を示し、下段に筒内平均温（筒内の各位置での温度の平均値）の時間変化を示している。図１１上段の熱発生率が発生している期間ｔ _ｂ （熱発生率が所定値以上となる期間）が燃焼期間を示している。図１１の中段、下段に示すように、筒内平均Ｏ _２ 濃度及び筒内平均温は燃焼期間ｔ _ｂ において一定ではなく、燃焼が進むにしたがって変化する。詳しくは、筒内平均Ｏ _２ 濃度は、燃焼開始時が最も高く、燃焼が進むにしたがって次第に低下していく。筒内平均温は、圧縮行程においてピストンが上昇するにしたがい次第に上昇していき、燃焼期間ｔ _ｂ の初期が最も高くなり、燃焼が進むにしたがって次第に低下していく。

式１８を用いてＮＯｘ生成量を推定する場合、燃焼期間ｔ _ｂ 中の各時点における筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _２ 、筒内平均温Ｔ、及び燃焼領域ｄＶを推定して、各時点におけるＮＯｘ生成量を推定し、各時点におけるＮＯｘ生成量を積分（加算）する必要があり、計算負荷が高くなる。そこで、以下の式１９に示すように、式１８を簡略化する。

式１９中、左辺のＮＯｘはＮＯｘ生成量である。ｋは式１８の頻度係数ｋと同じである。Ｏ _{２＿ａｖｅ} は、図１１中段に示すように、燃焼期間ｔ _ｂ の各時点における筒内平均Ｏ _２ 濃度の平均値（以下、単に燃焼期間中の筒内平均Ｏ _２ 濃度という）である。ｆ（Ｏ _{２＿ａｖｅ} ）は、燃焼期間中の筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} を変数とした関数である。

また、Ｔ _ａｖｅ は、図１１下段に示すように、燃焼期間ｔ _ｂ の各時点における筒内平均温の平均値（以下、単に燃焼期間中の平均筒内温という）である。ｇ（Ｔ _ａｖｅ ）は、燃焼期間中の平均筒内温Ｔ _ａｖｅ を変数とした関数である。Ｖは、Ｓ５の処理で得られる燃焼領域の体積である。なお、この体積Ｖは各噴孔から噴射された全ての燃料噴霧の燃焼領域の体積である。また、ｈ（Ｖ）は、燃焼領域体積を変数とした関数である。ｔ _ｂ は燃焼期間である。

Ｓ６の処理では、式１９に基づいてＮＯｘ生成量を推定する。ここで、図１２はＳ６の処理のフローチャートを示している。図１２の処理に移行すると、先ず、以下の式２０に基づいて、燃焼期間中の筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} を推定する（Ｓ３１）。式２０中、Ｏ _２＿ｉｎ は、吸気Ｏ _２ 濃度であり、図３のＳ４の処理で取得している。Ｏ _２＿ｅｘ は、排気Ｏ _２ 濃度であり、Ｓ１の処理で取得している。このように、燃焼開始時の筒内平均Ｏ _２ 濃度に相当する吸気Ｏ _２ 濃度と、燃焼終了時の筒内平均Ｏ _２ 濃度に相当する排気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｅｘ とを平均した値を、燃焼期間中の筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} として推定する。これによれば、吸気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｉｎ と排気Ｏ _２ 濃度Ｏ _２＿ｅｘ の２つのＯ _２ 濃度だけを求めれば良いので、簡易に、燃焼期間中の筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} を得ることができる。なお、Ｓ３１の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の第１の取得手段に相当する。

次に、以下の式２１に基づいて、燃焼期間中の平均筒内温Ｔ _ａｖｅ を推定する（Ｓ３２）。

式２１中、Ｔ _{ｃｙｌ０＿ｓ} は、燃焼開始時点における筒内温であって、燃焼による温度上昇分を考慮しない場合（つまり燃焼が無かった場合）の筒内温である。その筒内温Ｔ _{ｃｙｌ０＿ｓ} は、以下の式２２により求めることができる。式２２はポアソンの法則から得られる式である。式２２中、Ｔは吸気温、Ｖ _ｍａｘ は筒内最大体積、γは比熱比、Ｖ _ｓ は燃焼開始時点の筒内体積である。吸気温Ｔ、筒内最大体積Ｖ _ｍａｘ はＳ１の処理で取得している。比熱比γは予め定められた値を用いれば良い。燃焼開始時点の筒内体積Ｖ _ｓ は例えば以下に説明するように求める。

ここで、図１３は、上段に噴射期間ｔ _ｉｎｊ を、下段に熱発生率を示している。図１３に示すように、燃焼開始時点ｔ _ｓ は、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の開始時点Ｔ _{ｉｎｊ＿ｓ} に、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の最初に噴射された燃料が噴孔から燃焼開始位置ｘ _ｓ に到達するまでの時間Δｔ _ｓ を加えた時点となる。つまり、ｔ _ｓ ＝Ｔ _{ｉｎｊ＿ｓ} ＋Δｔ _ｓ となる。噴射開始時点Ｔ _{ｉｎｊ＿ｓ} は、Ｓ３の処理において噴射時期Ｔ _ｉｎｊ として取得している。時間Δｔ _ｓ は以下の式２３により求めることができる。この式２３は、上記式４においてｘをｘ _ｓ 、ｔをΔｔ _ｓ に置き換えて、Δｔ _ｓ についての式に変形した式である。式２３中、燃焼開始位置ｘ _ｓ は上記式７により得られる。燃焼開始位置ｘ _ｓ 以外のパラメータθ、ｄ、ｖ _０ 、ρ _ａ 、ρ _ｆ は式１７と同じである。

また、メモリ５１に、クランク角と筒内体積との関係を記憶しておく。そして、ｔ _ｓ ＝Ｔ _{ｉｎｊ＿ｓ} ＋Δｔ _ｓ の式に基づき燃焼開始時点ｔ _ｓ が分かれば、その燃焼開始時点ｔ _ｓ におけるクランク角と、メモリ５１に記憶されたクランク角と筒内体積との関係とに基づいて、燃焼開始時点ｔ _ｓ における筒内体積Ｖ _ｓ を求めることができる。なお、筒内圧センサ５９が検出する筒内圧に基づいて熱発生率を算出し、その熱発生率に基づいて燃焼開始時点ｔ _ｓ を特定しても良い。この場合、熱発生率が所定値未満の状態から所定値以上の状態に切り替わる時点を燃焼開始時点ｔ _ｓ とすれば良い。

式２１中、Ｔ _{ｃｙｌ０＿ｅ} は、燃焼終了時点における筒内温であって、燃焼による温度上昇分を考慮しない場合（つまり燃焼が無かった場合）の筒内温である。その筒内温Ｔ _{ｃｙｌ０＿ｅ} は、以下の式２４により求めることができる。式２４はポアソンの法則から得られる式である。式２４中、Ｔは吸気温、Ｖ _ｍａｘ は筒内最大体積、γは比熱比、Ｖ _ｅ は燃焼終了時点の筒内体積である。吸気温Ｔ、筒内最大体積Ｖ _ｍａｘ はＳ１の処理で取得している。比熱比γは予め定められた値を用いれば良い。燃焼終了時点の筒内体積Ｖ _ｅ は例えば以下に説明するように求める。

図１３に示すように、燃焼終了時点ｔ _ｅ は、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の終了時点Ｔ _{ｉｎｊ＿ｅ} に、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の最後に噴射された燃料が噴孔から燃焼終了位置ｘ _ｅ に到達するまでの時間Δｔを加えた時点となる。つまり、ｔ _ｅ ＝Ｔ _{ｉｎｊ＿ｅ} ＋Δｔとなる。噴射終了時点Ｔ _{ｉｎｊ＿ｅ} は、Ｓ３の処理において噴射時期Ｔ _ｉｎｊ として取得している。時間Δｔは上記式１７により得られる。また、メモリ５１に、クランク角と筒内体積との関係を記憶しておく。そして、ｔ _ｅ ＝Ｔ _{ｉｎｊ＿ｅ} ＋Δｔの式に基づき燃焼終了時点ｔ _ｅ が分かれば、その燃焼終了時点ｔ _ｅ におけるクランク角と、メモリ５１に記憶されたクランク角と筒内体積との関係とに基づいて、燃焼終了時点ｔ _ｅ における筒内体積Ｖ _ｅ を求めることができる。なお、筒内圧センサ５９が検出する筒内圧に基づいて熱発生率を算出し、その熱発生率に基づいて燃焼終了時点ｔ _ｅ を特定しても良い。この場合、熱発生率が所定値以上の状態から所定値未満の状態に切り替わる時点を燃焼終了時点ｔ _ｅ とすれば良い。

また、式２１中、ΔＴは、燃料が燃焼したことによる筒内の温度上昇分を示し、以下の式２５により求めることができる。式２５中、ｎは、筒内ガスのモル数であり、上記式１０を変形して、モル数ｎ＝ｍ _ｃｙｌ ／Ｍ＝（Ｐ _ｃｙｌ ・Ｖ _ｍｉｎ ）／（Ｒ・Ｔ _ｃｙｌ ）の式から求めることができる。また、Ｃ _ｐ は、定圧比熱、すなわち圧力を一定に保ったまま温度を１度上昇させるのに必要な熱量であり、予め定められた値を用いれば良い。ΔＱは、燃料が燃焼した時の総熱発生量である。総熱発生量ΔＱは、燃料の噴射量に相関し、噴射量が多いほど、大きい値となる。よって、例えば噴射量と総熱発生量ΔＱとの関係を予め調べてメモリ５１に記憶しておき、その関係と今回の噴射量とに基づいて、総熱発生量ΔＱを求めれば良い。噴射量はＳ３の処理で取得している。なお、筒内圧センサ５９（図１参照）が検出する筒内圧に基づいて総熱発生量ΔＱを求めても良い。

また、式２１中、ｔ _ｂ は燃焼期間である。図１３に基づいて、燃焼期間ｔ _ｂ は以下の式２６で表すことができる。式２６中、ｔ _ｉｎｊ は燃料の噴射期間（図１３上段参照）であり、Ｓ３の処理で取得している。Δｔは、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の最後に噴射された燃料が噴孔から燃焼終了位置ｘ _ｅ に到達するまでの時間であり、上記式１７により得られる。Δｔ _ｓ は、噴射期間ｔ _ｉｎｊ の最初に噴射された燃料が噴孔から燃焼開始位置ｘ _ｓ に到達するまでの時間であり、上記式２３により得られる。なお、筒内圧センサ５９（図１参照）が検出する筒内圧に基づいて熱発生率を算出し、その熱発生率に基づいて燃焼期間ｔ _ｂ を求めても良い。この場合、熱発生率が所定値以上となる期間を燃焼期間ｔ _ｂ とする。

式２１の右辺の第１項（（Ｔ _{ｃｙｌ０＿ｓ} ＋Ｔ _{ｃｙｌ０＿ｅ} ）／２）は、燃焼による温度上昇を考慮しない場合の燃焼期間中の平均筒内温を示し、第２項（ΔＴ／ｔ _ｂ ）は燃焼による温度上昇を燃焼期間ｔ _ｂ で平均した値を示している。このように、式２１を用いることで、燃焼期間中の全時点の筒内温を求めなくても、簡易に、燃焼期間中の平均筒内温Ｔ _ａｖｅ を推定できる。なお、Ｓ３２の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の第２の取得手段に相当する。

図１２の処理の説明に戻り、Ｓ３１、Ｓ３２の後、次に、上記式１９に基づいてＮＯｘ生成量を推定する（Ｓ３３）。このとき、式１９中の頻度係数ｋは予め定められた値を用いれば良い。関数ｆ（Ｏ _{２＿ａｖｅ} ）は、図１４に示すように、筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} に対する関数ｆ（Ｏ _{２＿ａｖｅ} ）のマップをメモリ５１に記憶しておく。そして、Ｓ３１の処理で得られた筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} に対する関数ｆの値をそのマップから読み取ればよい。なお、式１８に示すように、筒内の酸素濃度Ｏ _２ が大きいほどＮＯｘ生成量が多くなるので、図１４のマップは、筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} が大きいほど、関数ｆの値が大きくなるマップに設定されている。図１４の例では、筒内平均Ｏ _２ 濃度Ｏ _{２＿ａｖｅ} に対して関数ｆの値が比例的に変化する例を示しているが、関数ｆの値は、比例的に変化するとは限らない。

式１９における関数ｇ（Ｔ _ａｖｅ ）は、図１５に示すように、平均筒内温Ｔ _ａｖｅ に対する関数ｇ（Ｔ _ａｖｅ ）のマップをメモリ５１に記憶しておく。そして、Ｓ３２の処理で得られた平均筒内温Ｔ _ａｖｅ に対する関数ｇの値をそのマップから読み取ればよい。なお、式１８に示すように、筒内温Ｔが大きいほどＮＯｘ生成量が多くなるので、図１５のマップは、平均筒内温Ｔ _ａｖｅ が大きいほど、関数ｇの値が大きくなるマップに設定されている。図１５の例では、平均筒内温Ｔ _ａｖｅ に対して関数ｇの値が指数関数的に変化する例を示しているが、関数ｇの値は、指数関数的に変化するとは限らない。

式１９における関数ｈ（Ｖ）は、図１６に示すように、燃焼領域体積Ｖに対する関数ｈ（Ｖ）のマップをメモリ５１に記憶しておく。そして、Ｓ５の処理で得られた燃焼領域体積Ｖに対する関数ｈの値をそのマップから読み取ればよい。なお、式１８に示すように、燃焼領域体積Ｖが大きいほどＮＯｘ生成量が多くなるので、図１６のマップは、燃焼領域体積Ｖが大きいほど、関数ｈの値が大きくなるマップに設定されている。図１６の例では、燃焼領域体積Ｖに対して関数ｈの値が比例的に変化する例を示しているが、関数ｈの値は、比例的に変化するとは限らない。

式１９における燃焼期間ｔ _ｂ は上記式２６又は筒内圧センサ５９が検出する筒内圧に基づいて求めれば良い。このように、式１９を用いることで、式１８を用いた場合に比べて簡易にＮＯｘ生成量を推定できる。Ｓ３３の後、図１２の処理を終了して、図３の処理に戻る。なお、Ｓ３３の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明のＮＯｘ推定手段に相当する。

図３の処理に戻り、次に、エンジン１０の運転状態や後処理装置３８のＮＯｘ浄化能力に基づいて、ＮＯｘ生成量の目標値を設定する（Ｓ７）。例えば、エンジン１０の運転状態（エンジン回転数、エンジン負荷（噴射量））に対するＮＯｘ生成量の目標値のマップをメモリ５１に記憶しておき、このマップに基づいて目標値を設定する。このとき、エンジン１０の始動直後など後処理装置３８が十分に機能していない場合があるので、後処理装置３８のＮＯｘ浄化能力に応じて目標値を補正する。例えば、後処理装置３８が十分に機能していない場合には、ＮＯｘ生成量の目標値を小さくし、後処理装置３８が十分に機能している場合には、目標値を大きくする。

次に、Ｓ６で得られたＮＯｘ生成量の推定値が、Ｓ７で設定した目標値より大きいか否かを判断する（Ｓ８）。推定値が目標値よりも大きい場合には（Ｓ８：Ｙｅｓ）、ＳＣＶ４１の開度を大きくして、気流（スワール流）を弱くする（Ｓ９）。このとき、ＳＣＶ４１の開度をどの程度大きくするかは、ＮＯｘ生成量の推定値にかかわらずＳＣＶ４１の開度の変化量を一定としても良いし、ＮＯｘ生成量の推定値に応じて開度を変えても良い。ＮＯｘ生成量の推定値に応じてＳＣＶ４１の開度を変える場合には、例えば推定値が大きいほどＳＣＶ４１の開度を大きくする。つまり、推定値が大きいほど気流を弱くする。このように、気流を弱くすることで、燃焼領域が小さくなるので、ＮＯｘ生成量を減らすことができ、目標値に近づけることができる。また、隣り合う燃焼領域間の干渉を抑制でき、Ｓｏｏｔの発生を抑制できる。Ｓ９の後、図３の処理を終了する。

一方、ＮＯｘ生成量の推定値が目標値以下の場合には（Ｓ８：Ｎｏ）、ＳＣＶ４１の開度を小さくして気流を強くし、又はＳＣＶ４１を現状の開度に維持して気流の強さを維持する（Ｓ１０）。このとき、例えば、ＮＯｘ生成量の推定値と目標値の差が所定値未満の場合、つまり推定値が目標値付近の場合には気流の強さを維持し、その差が所定値以上の場合、つまり推定値が目標値から大きく離れている場合には気流を強くする。また、気流を強くする場合には、ＮＯｘ生成量の推定値にかかわらずＳＣＶ４１の開度の変化量を一定としても良いし、ＮＯｘ生成量の推定値に応じて開度を変えても良い。ＮＯｘ生成量の推定値に応じて開度を変える場合には、例えば推定値が小さいほどＳＣＶ４１の開度を小さくする。つまり、推定値が小さいほど気流を強くする。

このように、気流を強くし又は維持することで、ＮＯｘ生成量を目標値以下としつつ、燃焼領域を拡大できる。燃焼領域が拡大することで、筒内の酸素を有効に利用でき、結果、Ｓｏｏｔの発生を抑制できる。Ｓ１０の後、図３の処理を終了する。なお、Ｓ７〜Ｓ１０の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の気流調整手段に相当する。

以上説明したように、本実施形態によれば、筒内の燃料とガスとの混合状態（当量比）及び筒内の酸素濃度（燃焼開始時の酸素濃度、終了時の酸素濃度）に基づいて燃焼領域を推定するので、その推定精度を向上できる。また、燃焼領域の推定に気流の強さを考慮しているので、より高精度な燃焼領域を推定できる。さらに、燃焼開始位置と燃焼終了位置に基づいて燃焼領域を推定するので、燃焼開始位置と燃焼終了位置の間の燃焼状態を計算しなくても、簡易に燃焼領域を推定できる。また、燃焼開始位置の推定において、燃焼開始時の筒内の酸素濃度として吸気Ｏ _２ 濃度を用いているので、燃焼開始時を特定しなくても簡易に燃焼開始時の酸素濃度を取得できる。また、燃焼終了位置の推定において、燃焼終了時の筒内の酸素濃度として排気Ｏ _２ 濃度を用いているので、燃焼終了時を特定しなくても簡易にその酸素濃度を取得できる。

また、式１９に基づいてＮＯｘ生成量を推定するので、簡易にＮＯｘ生成量を推定できる。ＮＯｘ生成量の推定では、酸素濃度、筒内温及び燃焼期間に加えて、本発明の方法で推定された高精度な燃焼領域に基づいてＮＯｘ生成量を推定するので、その推定精度を向上できる。さらに、推定したＮＯｘ生成量に基づいて気流の強さを調整するので、燃焼領域を適切な大きさにでき、その結果、ＮＯｘ生成量及びＳｏｏｔ生成量を抑制できる。

（第２実施形態）
次に、本発明の第２実施形態を上記第１実施形態と異なる部分を中心に説明する。上記第１実施形態では、燃焼領域として燃焼領域の体積を求めていたが、本実施形態では燃焼領域の表面積を求める。燃焼領域の表面側（外側）は高温かつ高Ｏ _２ 濃度であり、ＮＯｘは主に高温かつ高Ｏ _２ 濃度な燃焼領域の表面側で発生しやすい。逆に言うと、燃焼領域の内側では表面側に比べてＮＯｘ生成量が少ないと言える。よって、燃焼領域の表面側、すなわち表面積に基づいてＮＯｘ生成量を推定したほうが、体積に基づいて推定する場合に比べて精度が高くなる場合もあり得る。

本実施形態では、図３のＳ５及びＳ６の処理が第１実施形態と異なり、それ以外は第１実施形態と同じである。Ｓ５の処理では、図６の処理に代えて、図１７の処理が実行される。図１７において、図６の処理と同一の処理には同一の符号を付している。図１７の処理では、Ｓ２１、Ｓ２２の処理は図６の処理と同じであり、Ｓ２４の処理が図６の処理とは異なっている。

図１７の処理においては、第１実施形態と同様にして燃焼開始位置及び燃焼終了位置を推定した後、次に、燃焼開始位置及び燃焼終了位置に基づいて、燃料の燃焼領域の表面積を推定する（Ｓ２４）。詳しくは、以下の式２７により、図１８に示す筒内に気流が無い場合における燃焼領域表面積Ｓ _０ （図１８の斜線ハッチングの部分の表面積）を推定する。なお、式２７は、１つの噴孔から噴射された燃料の燃焼領域表面積を求める式である。式２７中のθは噴霧角で予め定められた値を用いれば良い。また、式２７中の燃焼開始位置ｘ _ｓ 及び燃焼終了位置ｘ _ｅ はＳ２１、Ｓ２２で求めた値を用いる。

図１８、式２７では、燃料噴霧は各噴孔１６１から円錐状に放射するように進行すると仮定している。そして、燃焼領域表面積Ｓ _０ は、噴孔１６１を頂点、その頂点における角度（頂点角）が噴霧角θ、噴霧の中心線（ｘ軸）を高さとした円錐における燃焼開始位置ｘ _ｓ と燃焼終了位置ｘ _ｅ の間の部分の表面積である。すなわち、式２７の上段の式の右辺の第１項は、燃焼終了位置ｘ _ｅ の噴霧断面を底面とした円錐の表面積を意味し、右辺の第２項は、燃焼開始位置ｘ _ｓ の噴霧断面を底面とした円錐の表面積を意味する。

Ｓ２４では、気流が無い場合の燃焼領域表面積Ｓ _０ を求めた後、次に、燃焼領域表面積Ｓ _０ に基づいて気流がある場合の燃焼領域の表面積Ｓを求める。詳しくは、気流の角速度がω、噴射期間の最後に噴射した燃料が噴孔１６１から燃焼終了位置ｘ _ｅ に到達するまでの時間をΔｔとしたとき、図１９に示すように、それら角速度ωと時間Δｔの乗算値ω・Δｔの角度分だけ燃焼領域の表面積が燃焼領域表面積Ｓ _０ から増加すると考える。ここでは、気流としてスワール流を想定しているので、気流が無い場合の燃焼領域の側面（スワール流の下流側の側面）が、角度ω・Δｔの分だけスワール流の下流側に変位すると考える。図１９では、表面積の増加分をΔＳ（縦線ハッチング）で示している。よって、気流による表面積増加を考慮した燃焼領域の表面積Ｓ（＝Ｓ _０ ＋ΔＳ）は、以下の式２８で求めることができる。式２８中、噴霧角θは予め定められた値を用いれば良い。表面積Ｓ _０ は式２７により得られる。角速度ωは上記式１５により得られる。時間Δｔは上記式１７により得られる。

なお、上記式２８により得られる燃焼領域表面積Ｓは、１つの噴孔から噴射された燃料の燃焼領域表面積であるので、この燃焼領域表面積Ｓに噴孔数Ｎを乗算することで、全体の燃焼領域表面積が得られる。Ｓ２４の後、図１７の処理を終了して、図３の処理に戻る。なお、Ｓ２４の処理を実行するＥＣＵ５０が本発明の指標取得手段、第１の推定手段、第２の推定手段、時間取得手段に相当する。また、燃焼領域表面積Ｓ _０ が本発明の第１燃焼領域に相当し、燃焼領域表面積Ｓが本発明の第２燃焼領域に相当する。

図３の処理に戻って、次に、以下の式２９に基づいて、ＮＯｘ生成量を推定する（Ｓ６）。式２９では、第１実施形態のＮＯｘ推定式である式１９と比較すると、ｈ（Ｓ）が式１９と異なっており、それ以外は式１９と同じである。このｈ（Ｓ）は、Ｓ５の処理で得られる燃焼領域表面積Ｓを変数とした関数であり、図２０に示すように、燃焼領域表面積Ｓが大きいほど、値が大きくなる関数である。なお、図２０の例では、燃焼領域表面積Ｓに対して関数ｈの値が比例的に変化する例を示しているが、関数ｈの値は、比例的に変化するとは限らない。この図２０のマップをメモリ５１に記憶しておき、Ｓ５の処理で得られた燃焼領域表面積Ｓに対する関数ｈの値をそのマップから読み取ればよい。ｈ（Ｓ）以外のパラメータの値の取得方法は第１実施形態と同じである。このように、本実施形態のＮＯｘ推定においては、図１２のＳ３３の処理が式２９を用いる点で第１実施形態と異なっている。

以上説明したように、本実施形態によれば、上記第１実施形態と同様の効果を得ることができ、場合によっては、第１実施形態よりもＮＯｘ生成量を高精度に推定できる。

なお、本発明は上記実施形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲の記載を逸脱しない限度で種々の変更が可能である。例えば上記実施形態では、式７、８における当量比φの値を１として、燃焼開始位置及び燃焼終了位置を推定していたが、当量比φが１以外の時に燃焼すると仮定する場合には、当量比φは１以外の値であっても良い。

また、上記実施形態では、ＳＣＶにより気流（スワール流）の強弱を調整していたが、他の方法によりスワール流の強弱を調整しても良い。具体的には例えば吸気バルブ１４の開閉タイミングや開度を、スワール生成ポート１２とタンブル生成ポート１３の間で異ならせることで、スワール流の強弱を調整しても良い。例えば、タンブル生成ポート１３の吸気バルブ１４の開度を、スワール生成ポート１２の吸気バルブ１４の開度より小さくするなどで、スワール流を強くすることができる。吸気バルブ１４でスワール流の強弱を調整することで、ＳＣＶを省略できる。

１ エンジンシステム
１０ ディーゼルエンジン
１６ インジェクタ
１６１ 噴孔
５０ ＥＣＵ

Claims (12)

1. 気流が発生している筒内にインジェクタ（１６）から燃料を噴射してその燃料を自着火燃焼させる圧縮自着火式の内燃機関（１０）の前記筒内に噴射した燃料の燃焼が開始する時の前記筒内の酸素濃度である開始時濃度を取得する開始時濃度取得手段（Ｓ１）と、
   前記燃料の燃焼が終了する時の前記筒内の酸素濃度である終了時濃度を取得する終了時濃度取得手段（Ｓ１）と、
   前記筒内の酸素濃度が前記開始時濃度である条件下で、前記筒内に気流が無い場合における当量比が所定値となる前記燃料の前記インジェクタの噴孔（１６１）からの到達距離を燃焼開始位置として推定する開始位置推定手段（Ｓ２１）と、
   前記筒内の酸素濃度が前記終了時濃度である条件下で、前記筒内に気流が無い場合における当量比が前記所定値となる前記燃料の前記噴孔からの到達距離を燃焼終了位置として推定する終了位置推定手段（Ｓ２２）と、
   前記筒内に発生している気流の強さを示す指標としてスワール流の角速度を取得する指標取得手段（Ｓ２３）と、
   噴射期間の最後に噴射した燃料が、前記噴孔から前記燃焼終了位置に到達するまでの時間を取得する時間取得手段（Ｓ２３、Ｓ２４）と、
   前記筒内に気流が無い場合の、前記噴孔を頂点とし、前記燃料の噴霧の広がり角度を前記頂点における角度とし、前記燃料の噴霧の中心線を高さとした円錐における前記燃焼開始位置と前記燃焼終了位置の間の領域である第１燃焼領域を推定する第１の推定手段（Ｓ２３、Ｓ２４）と、
   前記第１燃焼領域を前記角速度と前記時間との乗算値の角度分だけ増加させた領域である第２燃焼領域を推定する第２の推定手段（Ｓ２３、Ｓ２４）と、
   を備えることを特徴とする燃焼領域推定装置（５０）。
2. 前記開始位置推定手段は、下記式により前記燃焼開始位置を推定し、下記式のφを前記所定値としたことを特徴とする請求項１に記載の燃焼領域推定装置。
   

   
3. 前記開始時濃度取得手段は、前記筒内に吸気したガスのＯ _２ 濃度である吸気Ｏ _２ 濃度を前記開始時濃度として取得することを特徴とする請求項１又は２に記載の燃焼領域推定装置。
4. 前記終了位置推定手段は、下記式により前記燃焼終了位置を推定し、下記式のφを前記所定値としたことを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の燃焼領域推定装置。
   

   
5. 前記終了時濃度取得手段は、前記筒内から排出されるガスのＯ _２ 濃度である排気Ｏ _２ 濃度を前記終了時濃度として取得することを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の燃焼領域推定装置。
6. 前記所定値を１としたことを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の燃焼領域推定装置。
7. 前記第１の推定手段（Ｓ２３）は、前記円錐における前記燃焼開始位置と前記燃焼終了位置の間の領域の体積を前記第１燃焼領域として推定することを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の燃焼領域推定装置。
8. 前記第１の推定手段（Ｓ２４）は、前記円錐における前記燃焼開始位置と前記燃焼終了位置の間の領域の表面積を前記第１燃焼領域として推定することを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の燃焼領域推定装置。
9. 請求項１〜８のいずれか１項に記載の燃焼領域推定装置と、
   前記第２の推定手段が推定した前記第２燃焼領域に基づいてＮＯｘ生成量を推定するＮＯｘ推定手段（Ｓ３３）と、
   を備えることを特徴とするＮＯｘ生成量推定装置（５０）。
10. 燃焼期間中の前記筒内のＯ _２ 濃度の平均値である平均Ｏ _２ 濃度を取得する第１の取得手段（Ｓ３１）を備え、
    前記ＮＯｘ推定手段は、前記平均Ｏ _２ 濃度が大きいほど多い量のＮＯｘ生成量を推定することを特徴とする請求項９に記載のＮＯｘ生成量推定装置。
11. 燃焼期間中の前記筒内の温度の平均値である平均筒内温を取得する第２の取得手段（Ｓ３２）を備え、
    前記ＮＯｘ推定手段は、前記平均筒内温が大きいほど多い量のＮＯｘ生成量を推定することを特徴とする請求項９又は１０に記載のＮＯｘ生成量推定装置。
12. 請求項９〜１１のいずれか１項に記載のＮＯｘ生成量推定装置と、
    前記ＮＯｘ推定手段が推定したＮＯｘ生成量が目標値より大きい場合には前記筒内の気流を弱くし、そのＮＯｘ生成量が前記目標値以下の場合には前記筒内の気流を強くし又は維持する気流調整手段（Ｓ７〜Ｓ１０）と、
    を備えることを特徴とする気流制御装置（５０）。

Images