WO2013183163A1 - 内燃機関の燃焼状態診断装置 - Google Patents

内燃機関の燃焼状態診断装置 Download PDF

Info

Publication number
WO2013183163A1
WO2013183163A1 PCT/JP2012/064802 JP2012064802W WO2013183163A1 WO 2013183163 A1 WO2013183163 A1 WO 2013183163A1 JP 2012064802 W JP2012064802 W JP 2012064802W WO 2013183163 A1 WO2013183163 A1 WO 2013183163A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
reaction
heat generation
rate waveform
generation rate
amount
Prior art date
Application number
PCT/JP2012/064802
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
灘　光博
Original Assignee
トヨタ自動車株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by トヨタ自動車株式会社 filed Critical トヨタ自動車株式会社
Priority to PCT/JP2012/064802 priority Critical patent/WO2013183163A1/ja
Priority to EP12878457.6A priority patent/EP2860380B1/en
Priority to JP2014519779A priority patent/JP5716869B2/ja
Publication of WO2013183163A1 publication Critical patent/WO2013183163A1/ja

Links

Images

Classifications

    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D35/00—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for
    • F02D35/02—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for on interior conditions
    • F02D35/023—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for on interior conditions by determining the cylinder pressure
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D35/00—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for
    • F02D35/02—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for on interior conditions
    • F02D35/028—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for on interior conditions by determining the combustion timing or phasing
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/22—Safety or indicating devices for abnormal conditions
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/30—Controlling fuel injection
    • F02D41/38—Controlling fuel injection of the high pressure type
    • F02D41/40—Controlling fuel injection of the high pressure type with means for controlling injection timing or duration
    • F02D41/402—Multiple injections
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/02—Circuit arrangements for generating control signals
    • F02D41/14—Introducing closed-loop corrections
    • F02D41/1401—Introducing closed-loop corrections characterised by the control or regulation method
    • F02D2041/1433—Introducing closed-loop corrections characterised by the control or regulation method using a model or simulation of the system
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/02—Circuit arrangements for generating control signals
    • F02D41/04—Introducing corrections for particular operating conditions
    • F02D41/047—Taking into account fuel evaporation or wall wetting
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/30—Controlling fuel injection
    • F02D41/38—Controlling fuel injection of the high pressure type
    • F02D41/40—Controlling fuel injection of the high pressure type with means for controlling injection timing or duration
    • F02D41/402—Multiple injections
    • F02D41/403—Multiple injections with pilot injections
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
    • F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
    • F02D41/30—Controlling fuel injection
    • F02D41/38—Controlling fuel injection of the high pressure type
    • F02D41/40—Controlling fuel injection of the high pressure type with means for controlling injection timing or duration
    • F02D41/402—Multiple injections
    • F02D41/405—Multiple injections with post injections
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
    • Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
    • Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
    • Y02T10/40—Engine management systems

Definitions

  • the present invention relates to an apparatus for diagnosing the combustion state (oxidation reaction, etc.) of fuel in a cylinder of an internal combustion engine represented by a diesel engine.
  • diesel engines used as automobile engines have various engine characteristics such as exhaust gas characteristics, fuel consumption characteristics, combustion stability, and power performance. Complex control is performed to meet various requirements.
  • a control map is created by finding an appropriate value for each control parameter such as the optimal fuel injection amount according to the engine operating state determined based on the engine speed and load by experiments and simulations, This is stored in an engine control electronic control unit (engine ECU).
  • engine ECU controls the engine while referring to the matching value on the control map.
  • the fuel reaction state for example, fuel ignition timing
  • each reaction state is obtained so as to obtain a desired reaction state accordingly. It is desirable to correct the control parameters.
  • the ignition timing of fuel in the combustion chamber is calculated using the Arrhenius chemical reaction formula in view of the fact that the ignition timing of the fuel affects the characteristics such as exhaust emission, combustion noise, and fuel consumption.
  • the basic fuel injection timing is set based on the in-cylinder temperature, and the ignition delay period when the fuel injection is performed at this basic fuel injection timing is defined as the physical ignition delay time obtained by experiments or the like.
  • the chemical ignition delay time calculated by the Arrhenius chemical reaction equation.
  • the above Arrhenius chemical reaction formula is intended for a reaction in a constant temperature field assuming that there is no temperature change in the cylinder. That is, the combustion state of the fuel is estimated based on temperature management in which the time when the temperature in the cylinder reaches the predetermined temperature is the fuel ignition timing. For this reason, when the control parameter is corrected while estimating the ignition timing of the fuel by the Arrhenius chemical reaction equation as disclosed in the above-mentioned Patent Document 1, the fuel is changed according to the in-cylinder environment that changes every moment. There is a limit to getting the reaction closer to the ideal response.
  • the inventor of the present invention pays attention to the fact that when fuel is injected into a cylinder, a plurality of reactions (low-temperature oxidation reaction, high-temperature oxidation reaction, etc.) are performed depending on the in-cylinder environment. did. Then, the present inventors have found that the fuel reaction can be diagnosed with high accuracy by individually handling these reaction forms and diagnosing each of them.
  • the present invention has been made in view of the above points, and an object of the present invention is to provide an internal combustion engine capable of performing diagnosis (combustion state diagnosis) for each of the fuel reaction modes in the cylinder of the internal combustion engine.
  • An object of the present invention is to provide a combustion state diagnostic apparatus.
  • the solution principle of the present invention taken in order to achieve the above object is that each reaction form of fuel injected into the cylinder (vaporization reaction, low temperature oxidation reaction, thermal decomposition reaction, high temperature oxidation reaction, etc.) Create an ideal heat release rate waveform model according to the in-cylinder environment and fuel amount, and obtain the ideal heat generation rate waveform model for each reaction mode or the ideal heat generation rate waveform model for each reaction mode Compare the generation rate waveform and the actual reaction heat generation rate waveform (actual heat generation rate waveform) in the cylinder, and perform individual diagnosis of each reaction mode of the fuel in the cylinder based on the difference between them Yes.
  • the present invention is directed to an apparatus for diagnosing the combustion state of fuel in a compression self-ignition internal combustion engine that performs combustion by self-ignition of fuel injected into a cylinder from a fuel injection valve.
  • the reaction speed, reaction amount, and reaction period of each of the reactions of the fuel injected into the cylinder are calculated according to the in-cylinder environment, and the ideal heat generation rate waveform for each reaction A model or ideal heat generation rate waveform is obtained, and the ideal heat generation rate waveform model or ideal heat generation rate waveform is compared with the actual heat generation rate waveform when the fuel actually reacts in the cylinder in each of the above reactions.
  • the configuration diagnoses that the reaction is abnormal Yes.
  • reaction abnormality here is not limited to a reaction abnormality (such as equipment failure) that hinders the operation of the internal combustion engine, but can correct (or learn) the control parameters of the internal combustion engine. This includes the case where there is a deviation in the heat generation rate waveform to the extent that it can be corrected (for example, correction for suppressing exhaust emission and combustion noise within the limits of regulation).
  • the specific heat generation rate waveform deviates from the ideal heat generation rate waveform (or ideal heat generation rate waveform model) by a predetermined amount or more in each of the multiple fuel reactions (reaction forms), It is diagnosed that the reaction is abnormal.
  • each reaction of the fuel has different characteristics (reaction start temperature, reaction rate, etc.), so that each ideal characteristic and the actually obtained (actually measured) actual heat generation rate waveform
  • the diagnostic accuracy can be improved as compared with the conventional technique in which the combustion state is estimated by the Arrhenius chemical reaction equation for the reaction on the assumption that the temperature field is constant.
  • control parameter suitable for the reaction form diagnosed as abnormal is selected, The control parameter can be corrected. For this reason, the controllability of the internal combustion engine can be greatly improved.
  • the multiple reactions of the fuel include a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, and a high temperature oxidation reaction.
  • the above-mentioned ideal heat generation rate waveform model or ideal heat generation rate waveform is compared with the actual heat generation rate waveform to perform an abnormality diagnosis of the reaction.
  • the ideal heat release rate waveform (or ideal heat release rate waveform model) is obtained for each of the vaporization reaction, the low temperature oxidation reaction, the thermal decomposition reaction, and the high temperature oxidation reaction, and this ideal heat release rate waveform (or ideal By comparing the heat generation rate waveform model) and the actual heat generation rate waveform, it is possible to determine in which reaction an abnormality has occurred.
  • a vaporization reaction or a thermal decomposition reaction is an endothermic reaction (the thermal decomposition reaction may be an exothermic reaction), but there is also an abnormality in the reaction rate, reaction amount, and reaction period for this endothermic reaction.
  • Each reaction is diagnosed while diagnosing whether or not there is. For this reason, improvement of diagnostic accuracy can be aimed at.
  • reaction start temperature is set as the reaction start point of each reaction, and the time when the temperature in the cylinder reaches the reaction start temperature is set as the start time of the reaction.
  • reaction rate is calculated from the standard reaction rate efficiency and the fuel amount corresponding to the reaction start temperature at the start time of the reaction.
  • the reaction amount is calculated from the reference reaction amount efficiency and the fuel amount corresponding to the reaction start temperature. Further, the reaction period is calculated from the reaction rate and the reaction amount.
  • the above-mentioned standard reaction rate efficiency corresponds to a rate gradient of the amount of heat generated per unit fuel.
  • the reaction rate is calculated by multiplying the reference reaction rate efficiency by the fuel amount (effective fuel amount used for the reaction).
  • the reference reaction amount efficiency corresponds to the amount of heat generated per unit fuel.
  • the reaction amount is calculated by multiplying the reference reaction amount efficiency by the fuel amount (effective fuel amount used for the reaction).
  • the reaction speed is calculated by multiplying the reference reaction speed obtained by multiplying the reference reaction speed efficiency by the fuel amount by the rotation speed correction coefficient corresponding to the engine rotation speed. To do.
  • the rotational speed correction coefficient is given by “(reference rotational speed / actual rotational speed) 2 ”.
  • the reaction rate can be obtained as a value depending on time, and the calculation accuracy can be improved.
  • the actual heat generation rate waveform is obtained based on the in-cylinder pressure detected by the in-cylinder pressure sensor.
  • the ideal heat release rate waveform model is created by approximating the reaction rate to a triangle with the slope of the hypotenuse, the reaction amount as the area, and the reaction period as the base length, starting from the start time of each reaction. .
  • the ideal heat release rate waveform is an ideal heat release rate waveform model consisting of triangles with the reaction rate as the base, the reaction rate as the slope, the reaction amount as the area, and the reaction period as the base. Created by smoothing the ideal heat release rate waveform model of each reaction by filtering.
  • the high temperature oxidation reaction may be separated into a high temperature oxidation reaction by premixed combustion and a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion, and abnormality diagnosis may be performed for each.
  • the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion and the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion are separated according to the reaction rate, and the above ideal heat is obtained for each of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion and the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion.
  • the reaction abnormality diagnosis is performed by comparing the generation rate waveform model or the ideal heat generation rate waveform with the actual heat generation rate waveform.
  • the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion is rate-controlled by the fuel injection amount, and the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion is the injection rate waveform-controlled.
  • the priority order of the conditions for determining the reaction state of the fuel is the order of the cylinder temperature, the oxygen amount in the cylinder, and the fuel amount in the cylinder.
  • the in-cylinder temperature depends on the reaction start temperature, the compressed gas temperature (varies depending on the intake air temperature), and the preheat amount (varies depending on the fuel injection amount, etc.). Further, the amount of oxygen in the cylinder depends on the intake supercharging rate and the EGR rate.
  • the control parameters of the internal combustion engine are corrected. If the deviation of the actual heat generation rate waveform with respect to the ideal heat generation rate waveform model or the ideal heat generation rate waveform exceeds the correctable deviation amount It is configured to diagnose that a failure has occurred in the internal combustion engine.
  • control parameter when the control parameter of the internal combustion engine is corrected to make the deviation less than the abnormality determination deviation amount includes an oxygen amount and a fuel amount in the cylinder.
  • the amount of oxygen in the cylinder is determined by the oxygen density and can be adjusted by the EGR rate, the intake air supercharging rate, and the like.
  • the amount of fuel in the cylinder is determined by the fuel density and can be adjusted by the fuel injection timing, the fuel injection pressure, and the fuel injection amount.
  • an example of diagnosing that a failure has occurred in the internal combustion engine is a case where the deviation of the actual heat generation rate waveform exceeds the correctable deviation amount.
  • the control parameter of the internal combustion engine Since the correction amount exceeds a predetermined guard value, it is possible to diagnose that a failure has occurred in the internal combustion engine. Specifically, when a lower limit value is set in advance for each of the in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density, and any of these in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density is lower than the lower limit value, If the correction amount of the control parameter of the internal combustion engine exceeds a predetermined guard value, it is diagnosed that a failure has occurred in the internal combustion engine.
  • the diagnosis accuracy can be improved by performing the abnormality diagnosis for each of the plurality of fuel reaction forms. Moreover, since the reaction form which is abnormal can be specified, control for improving the abnormality can be appropriately performed.
  • FIG. 7A shows an ideal heat generation rate waveform model
  • FIG. 7A shows a case where the ideal heat generation rate waveform model is an isosceles triangle
  • FIG. 7B shows a case where the ideal heat generation rate waveform model is an unequal triangle
  • FIG. 8A shows the relationship between the elapsed time when the fuel is injected from the injector and the amount of fuel supplied into the cylinder
  • FIG. 8B shows the reaction of the fuel injected in each injection period. It is a figure which shows quantity.
  • a common rail in-cylinder direct injection multi-cylinder (for example, in-line 4-cylinder) diesel engine (compression self-ignition internal combustion engine) mounted on an automobile (mounted on a vehicle) is used for a combustion state diagnosis apparatus according to the present invention.
  • in-line 4-cylinder diesel engine compression self-ignition internal combustion engine mounted on an automobile (mounted on a vehicle)
  • compression self-ignition internal combustion engine mounted on an automobile (mounted on a vehicle)
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an engine 1 and its control system according to the present embodiment.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view showing the combustion chamber 3 of the diesel engine 1 and its periphery.
  • the engine 1 is configured as a diesel engine system having a fuel supply system 2, a combustion chamber 3, an intake system 6, an exhaust system 7 and the like as main parts.
  • the fuel supply system 2 includes a supply pump 21, a common rail 22, an injector (fuel injection valve) 23, an engine fuel passage 27, and the like.
  • the supply pump 21 pumps fuel from the fuel tank, makes the pumped fuel high pressure, and supplies it to the common rail 22 via the engine fuel passage 27.
  • the common rail 22 has a function as a pressure accumulation chamber that holds (accumulates) high pressure fuel at a predetermined pressure, and distributes the accumulated fuel to the injectors 23, 23,.
  • the injector 23 includes a piezoelectric element (piezo element) therein, and is configured by a piezo injector that is appropriately opened to supply fuel into the combustion chamber 3.
  • the intake system 6 includes an intake manifold 63 connected to an intake port 15a formed in the cylinder head 15 (see FIG. 2), and an intake pipe 64 constituting an intake passage is connected to the intake manifold 63.
  • an air cleaner 65, an air flow meter 43, and an intake throttle valve (diesel throttle) 62 are arranged in this intake passage in order from the upstream side.
  • the air flow meter 43 outputs an electrical signal corresponding to the amount of air flowing into the intake passage via the air cleaner 65.
  • the exhaust system 7 includes an exhaust manifold 72 connected to an exhaust port 71 formed in the cylinder head 15, and an exhaust pipe 73 constituting an exhaust passage is connected to the exhaust manifold 72.
  • An exhaust purification unit 77 is disposed in the exhaust passage.
  • the exhaust purification unit 77 is provided with an NSR (NOx Storage Reduction) catalyst (exhaust purification catalyst) 75 and a DPF (Diesel Pacific Filter) 76 as NOx storage reduction catalysts.
  • NSR NOx Storage Reduction
  • DPF Diesel Pacific Filter
  • a DPNR Diesel Particulate-NOx Reduction system
  • a DPNR Diesel Particulate-NOx Reduction system
  • the NSR catalyst 75 stores NOx in a state where a large amount of oxygen is present in the exhaust gas, has a low oxygen concentration in the exhaust gas, and a large amount of reducing component (for example, unburned component (HC) of fuel).
  • reducing component for example, unburned component (HC) of fuel.
  • NOx is reduced to NO 2 or NO and released.
  • NOx released as NO 2 or NO is further reduced to N 2 by reacting quickly with HC and CO in the exhaust.
  • HC and CO are oxidized to H 2 O and CO 2 by reducing NO 2 and NO. That is, by appropriately adjusting the oxygen concentration and HC component in the exhaust gas introduced into the NSR catalyst 75, HC, CO, and NOx in the exhaust gas can be purified.
  • the oxygen concentration and HC component in the exhaust gas are adjusted by the fuel injection operation (post injection) from the injector 23 and the opening degree control of the intake throttle valve 62.
  • the DPF 76 is made of, for example, a porous ceramic structure, and collects PM (paticulate matter) contained in the exhaust gas when the exhaust gas passes through the porous wall.
  • the DPF 76 carries a catalyst (for example, an oxidation catalyst mainly composed of a noble metal such as platinum) for oxidizing and burning the collected PM during the DPF regeneration operation.
  • a cylinder block 11 constituting a part of the engine body is formed with a cylindrical cylinder bore 12 for each cylinder (four cylinders), and a piston 13 is formed inside each cylinder bore 12. Is accommodated so as to be slidable in the vertical direction.
  • the combustion chamber 3 is formed above the top surface 13 a of the piston 13. That is, the combustion chamber 3 is defined by the lower surface of the cylinder head 15 attached to the upper portion of the cylinder block 11, the inner wall surface of the cylinder bore 12, and the top surface 13 a of the piston 13. A cavity (concave portion) 13 b is formed in a substantially central portion of the top surface 13 a of the piston 13, and this cavity 13 b also constitutes a part of the combustion chamber 3.
  • the piston 13 is connected to a crankshaft that is an engine output shaft by a connecting rod 18.
  • a connecting rod 18 the reciprocating movement of the piston 13 in the cylinder bore 12 is transmitted to the crankshaft via the connecting rod 18, and the engine output is obtained by rotating the crankshaft.
  • a glow plug 19 is disposed toward the combustion chamber 3.
  • the glow plug 19 functions as a start-up assisting device that is heated red when an electric current is applied immediately before the engine 1 is started and a part of the fuel spray is blown onto the glow plug 19 to promote ignition and combustion.
  • the cylinder head 15 is formed with the intake port 15a and the exhaust port 71, respectively, and an intake valve 16 for opening and closing the intake port 15a and an exhaust valve 17 for opening and closing the exhaust port 71 are disposed.
  • the cylinder head 15 is provided with the injector 23 that directly injects fuel into the combustion chamber 3.
  • the injector 23 is disposed at a substantially upper center of the combustion chamber 3 in a standing posture along the cylinder center line P, and injects fuel introduced from the common rail 22 toward the combustion chamber 3 at a predetermined timing.
  • the engine 1 is provided with a supercharger (turbocharger) 5.
  • the turbocharger 5 includes a turbine wheel 52 and a compressor wheel 53 that are connected via a turbine shaft 51.
  • the compressor wheel 53 is disposed facing the intake pipe 64, and the turbine wheel 52 is disposed facing the exhaust pipe 73.
  • the turbocharger 5 performs a so-called supercharging operation in which the compressor wheel 53 is rotated using the exhaust flow (exhaust pressure) received by the turbine wheel 52 to increase the intake pressure.
  • the turbocharger 5 in the present embodiment is a variable nozzle type turbocharger, and a variable nozzle vane mechanism (not shown) is provided on the turbine wheel 52 side. By adjusting the opening of the variable nozzle vane mechanism, the engine 1 supercharging pressure can be adjusted.
  • the intake pipe 64 of the intake system 6 is provided with an intercooler 61 for forcibly cooling the intake air whose temperature has been raised by supercharging in the turbocharger 5.
  • the engine 1 is provided with an exhaust gas recirculation passage (EGR passage) 8 that connects the intake system 6 and the exhaust system 7.
  • the EGR passage 8 is configured to reduce the combustion temperature by recirculating a part of the exhaust gas to the intake system 6 and supplying it again to the combustion chamber 3, thereby reducing the amount of NOx generated.
  • the EGR passage 8 is opened and closed steplessly by electronic control, and an exhaust gas flowing through the EGR passage 8 (refluxing) is cooled by an EGR valve 81 that can freely adjust the exhaust flow rate flowing through the passage 8.
  • An EGR cooler 82 is provided.
  • the EGR passage 8, the EGR valve 81, the EGR cooler 82, and the like constitute an EGR device (exhaust gas recirculation device).
  • the air flow meter 43 outputs a detection signal corresponding to the flow rate (intake air amount) of the intake air upstream of the intake throttle valve 62 in the intake system 6.
  • the rail pressure sensor 41 outputs a detection signal corresponding to the fuel pressure stored in the common rail 22.
  • the throttle opening sensor 42 detects the opening of the intake throttle valve 62.
  • the intake pressure sensor 48 is disposed in the intake manifold 63 and outputs a detection signal corresponding to the intake air pressure.
  • the intake air temperature sensor 49 is disposed in the intake manifold 63 and outputs a detection signal corresponding to the temperature of the intake air.
  • a / F (air-fuel ratio) sensors 44a and 44b are arranged on the upstream side and the downstream side of the NSR catalyst 75, respectively, and output detection signals that change continuously according to the oxygen concentration in the exhaust gas.
  • the A / F sensor may be disposed only on the upstream side of the NSR catalyst 75 or only on the downstream side of the NSR catalyst 75.
  • the exhaust temperature sensors 45a and 45b are arranged on the upstream side and the downstream side of the NSR catalyst 75, respectively, and output detection signals corresponding to the exhaust gas temperature (exhaust temperature).
  • the exhaust temperature sensor may be disposed only on the upstream side of the NSR catalyst 75 or only on the downstream side of the NSR catalyst 75.
  • the ECU 100 includes a microcomputer including a CPU, a ROM, a RAM, and the like (not shown) and an input / output circuit.
  • the input circuit of the ECU 100 includes the rail pressure sensor 41, the throttle opening sensor 42, the air flow meter 43, the A / F sensors 44a and 44b, the exhaust temperature sensors 45a and 45b, the intake pressure sensor 48, An intake air temperature sensor 49 is connected.
  • the input circuit includes a water temperature sensor 46 that outputs a detection signal corresponding to the cooling water temperature of the engine 1, an accelerator opening sensor 47 that outputs a detection signal corresponding to the depression amount of the accelerator pedal, and an output shaft (crank) of the engine 1.
  • a crank position sensor 40 that outputs a detection signal (pulse) every time the shaft rotates by a certain angle, an in-cylinder pressure sensor (CPS (Combustion Pressure Sensor)) 4A that detects in-cylinder pressure, and the like are connected.
  • CPS Combustion Pressure Sensor
  • the supply circuit 21, the injector 23, the intake throttle valve 62, the EGR valve 81, and the variable nozzle vane mechanism (actuator for adjusting the opening degree of the variable nozzle vane) 54 of the turbocharger 5 are connected to the output circuit of the ECU 100. Has been.
  • the ECU 100 executes various controls of the engine 1 based on outputs from the various sensors described above, calculated values obtained by arithmetic expressions using the output values, or various maps stored in the ROM. .
  • the ECU 100 executes pilot injection (sub-injection) and main injection (main injection) as the fuel injection control of the injector 23.
  • the pilot injection is an operation for injecting a small amount of fuel in advance prior to the main injection from the injector 23.
  • the pilot injection is an injection operation for suppressing the ignition delay of fuel due to the main injection and leading to stable diffusion combustion, and is also referred to as sub-injection.
  • the main injection is an injection operation (torque generation fuel supply operation) for generating torque of the engine 1.
  • the injection amount in the main injection is basically determined so as to obtain the required torque according to the operating state such as the engine speed (engine speed), the accelerator operation amount, the coolant temperature, the intake air temperature, and the like. .
  • the accelerator operation amount increases as the engine rotational speed (engine rotational speed calculated based on the detection value of the crank position sensor 40; engine rotational speed) increases.
  • the accelerator operation amount acceleration pedal depression detected by the accelerator opening sensor 47
  • the larger the (amount) (the greater the accelerator opening), the higher the required torque value of the engine 1, and the greater the fuel injection amount in the main injection.
  • the pilot injection fuel injection from a plurality of injection holes formed in the injector 23
  • the fuel injection is temporarily stopped.
  • the main injection is executed when the piston 13 reaches the vicinity of the compression top dead center after a predetermined interval.
  • the fuel is combusted by self-ignition, and energy generated by this combustion is kinetic energy for pushing the piston 13 toward the bottom dead center (energy serving as engine output), and heat energy for raising the temperature in the combustion chamber 3.
  • the heat energy is radiated to the outside (for example, cooling water) through the cylinder block 11 and the cylinder head 15.
  • the ECU 100 controls the opening degree of the EGR valve 81 according to the operating state of the engine 1 and adjusts the exhaust gas recirculation amount (EGR amount) toward the intake manifold 63.
  • This EGR amount is set in accordance with an EGR map that is created in advance by experiments, simulations, or the like and stored in the ROM.
  • This EGR map is a map for determining the EGR amount (EGR rate) using the engine speed and the engine load as parameters.
  • the fuel injection pressure when executing fuel injection is determined by the internal pressure of the common rail 22 (common rail pressure).
  • the common rail internal pressure generally, the target value of the fuel pressure supplied from the common rail 22 to the injector 23, that is, the target rail pressure, increases as the engine load (engine load) increases and the engine speed (engine speed) increases. It will be expensive.
  • This target rail pressure is set according to a fuel pressure setting map stored in the ROM, for example. In the present embodiment, the fuel pressure is adjusted between 30 MPa and 200 MPa according to the engine load and the like.
  • the solid line of the waveforms shown in the upper part of FIG. 4 shows an ideal heat generation rate waveform related to combustion of fuel injected in pilot injection and main injection, with the horizontal axis representing the crank angle and the vertical axis representing the heat generation rate. (The method of creating this ideal heat generation rate waveform and the diagnosis of the fuel reaction form (combustion state diagnosis) using this ideal heat generation rate waveform will be described later).
  • TDC in the figure indicates the crank angle position corresponding to the compression top dead center of the piston 13.
  • the waveform shown in the lower part of FIG. 4 shows the waveform of the injection rate of fuel injected from the injector 23 (fuel injection amount per unit rotation angle of the crankshaft).
  • the heat generation rate waveform for example, combustion of fuel injected by main injection from the compression top dead center (TDC) of the piston 13 is started, and a predetermined piston position after the compression top dead center of the piston 13 (for example, compression)
  • the heat generation rate reaches a maximum value (peak value) at 10 degrees after top dead center (ATDC 10 °), and a predetermined piston position after compression top dead center (for example, 25 degrees after compression top dead center (ATDC 25)
  • the combustion of the fuel injected in the main injection is completed at the time of ()).
  • If combustion of the air-fuel mixture is performed in such a state where the heat generation rate changes for example, 50% of the air-fuel mixture in the cylinder burns at 10 degrees after compression top dead center (ATDC 10 °).
  • Completed status That is, the combustion center of gravity is 10 degrees after compression top dead center (ATDC 10 °), and about 50% of the total heat generation amount in the expansion stroke is generated by ATDC 10 °, and the engine 1 is operated with high thermal efficiency. Is
  • crank angle and the fuel injection rate waveform when the combustion center of gravity is reached is the period from when the fuel injection stop signal is transmitted to the injector 23 until the fuel injection is completely stopped (see FIG. 4 is located in the period T1).
  • the combustion of the fuel injected by the pilot injection has a heat generation rate of 10 [J / ° CA] at the compression top dead center (TDC) of the piston 13, and thus the fuel injected by the main injection.
  • TDC compression top dead center
  • This value is not limited to this.
  • it is appropriately set according to the total fuel injection amount.
  • the cylinder is sufficiently preheated by pilot injection.
  • the fuel injected by the main injection is immediately exposed to a temperature environment equal to or higher than the self-ignition temperature, and the thermal decomposition proceeds, and the combustion starts immediately after the injection. become.
  • the waveform indicated by a two-dot chain line ⁇ in FIG. 4 is a heat generation rate waveform when the fuel injection pressure is set higher than an appropriate value, and both the combustion speed and the peak value are too high, and the combustion This is a state in which there is concern about an increase in sound and an increase in the amount of NOx generated.
  • the waveform indicated by the two-dot chain line ⁇ in FIG. 4 is a heat release rate waveform when the fuel injection pressure is set lower than the appropriate value, and the timing at which the combustion speed is low and the peak appears is greatly retarded. There is a concern that sufficient engine torque cannot be ensured by shifting to.
  • the ECU 100 controls the opening degree of the EGR valve 81 according to the operating state of the engine 1 and adjusts the exhaust gas recirculation amount (EGR amount) toward the intake manifold 63.
  • This EGR amount is set in accordance with an EGR map that is created in advance by experiments, simulations, or the like and stored in the ROM.
  • This EGR map is a map for determining the EGR amount (EGR rate) using the engine speed and the engine load as parameters.
  • combustion state diagnosis diagnosis of each reaction mode of fuel in the cylinder
  • correction of control parameters executed according to the diagnosis result which are features of the present embodiment, will be described.
  • the rate-limiting conditions for the reaction (chemical reaction, etc.) of the fuel injected into the cylinder from the injector 23 include the temperature in the cylinder, the amount of oxygen in the cylinder, the amount of fuel in the cylinder (spray amount), and the amount of fuel in the cylinder. Distribution.
  • the order of low degree of freedom of control is the order of the cylinder temperature, the oxygen amount in the cylinder, the fuel amount in the cylinder, and the fuel distribution in the cylinder.
  • the in-cylinder temperature is substantially determined by the intake air temperature and the compression ratio of the engine 1 before the fuel reacts, and the degree of freedom of control is the lowest.
  • the in-cylinder temperature also varies depending on the amount of preheating caused by the combustion of the fuel when fuel injection is performed in advance. Further, since the amount of oxygen in the cylinder can be adjusted by the opening of the intake throttle valve 62 and the opening of the EGR valve 81, the degree of freedom of control is higher than the temperature in the cylinder. Further, the oxygen amount in the cylinder also varies depending on the supercharging rate by the turbocharger 5.
  • the amount of fuel in the cylinder can be adjusted by controlling the fuel injection pressure (common rail pressure) by the supply pump 21 and controlling the injection period of each of the multistage injections of fuel from the injector 23.
  • the degree of freedom of control is higher than that.
  • the degree of freedom of control is high.
  • the reaction state of the fuel in the order of the low degree of freedom of control on the condition that the warm-up operation of the engine 1 is completed and the outside air temperature is equal to or higher than a predetermined temperature (for example, 0 ° C.), the reaction state of the fuel in the order of the low degree of freedom of control.
  • the priority of the condition for determining the is set high.
  • the quantitative conditions of the in-cylinder temperature, the oxygen amount in the cylinder, and the fuel amount in the cylinder have higher priority than the fuel distribution in the cylinder. That is, the start timing (reaction start timing) of each reaction of the fuel is determined using the in-cylinder temperature as an axis. That is, the reference temperature arrival angle (crank angle position at the reaction start timing of each reaction mode) is determined from the in-cylinder gas temperature (compressed gas temperature).
  • the reaction rate, the reaction amount, and the reaction period are obtained, and an ideal heat release rate waveform model is created for each reaction form. That is, the reaction speed, reaction amount, and reaction period of each of the plurality of reaction forms of the fuel injected into the cylinder are defined as the in-cylinder environment (cylinder gas temperature that determines the reaction start timing, etc.) and the fuel composition (the fuel that contributes to the reaction).
  • the ideal heat release rate waveform model for each reaction is created.
  • the standard reaction rate efficiency [J / CA 2 / mm 3 ] corresponding to the in-cylinder gas temperature (reference temperature) and the fuel composition at the reaction start timing and the standard reaction amount efficiency [J / mm 3 ] are determined for each reaction form, the above-mentioned reference reaction rate efficiency and reference reaction amount efficiency are corrected from the oxygen supply capacity (oxygen density) to the combustion field, and the reaction rate and reaction amount are determined from these corrected efficiency and fuel amount. Confirm. Further, the reaction speed is corrected according to the engine speed described later.
  • Reaction period 2 ⁇ (reaction amount / reaction rate) 1/2 (1) Details of creation of the ideal heat generation rate waveform model (triangle model) will be described later.
  • a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, and a high temperature oxidation reaction are performed in the cylinder according to the in-cylinder environment. Furthermore, the high temperature oxidation reaction can be separated into a high temperature oxidation reaction by premixed combustion and a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion.
  • each reaction mode will be described.
  • (A) Vaporization reaction In the vaporization reaction, the fuel injected from the injector 23 is vaporized by receiving heat in the cylinder.
  • This reaction is generally a spray-controlled reaction that starts when the fuel spray spreads to some extent in a state where the fuel is exposed to an environment where the in-cylinder gas temperature is 500 K or higher. .
  • the boiling point of light oil used in the diesel engine 1 is generally 453K to 623K, and the practical range where fuel injection is performed in the cylinder (for example, the timing when the pilot injection is performed) is BTDC (before compression top dead center). ) 40 ° CA. Since the in-cylinder gas temperature at this timing generally rises to about 550 K to 600 K (other than in cold regions), it is not necessary to consider the temperature-limiting condition in this vaporization reaction.
  • the effective injection amount in this vaporization reaction is an amount obtained by subtracting the wall surface adhesion amount (the fuel amount adhering to the wall surface of the cylinder bore 12) from the fuel injection amount.
  • This wall surface adhesion amount can be experimentally determined according to the injection amount (which has a correlation with fuel penetration force) and the injection timing (which has a correlation with cylinder pressure).
  • Reaction amount in vaporization reaction ⁇ 1.14 ⁇ effective injection amount (2) Since this vaporization reaction is an endothermic reaction, the reaction amount (generated heat amount) is a negative value.
  • the low-temperature oxidation reaction involves combustion of low-temperature oxidation reaction components (such as fuel having a linear single bond composition such as n-cetane (C 16 H 34 )) contained in diesel oil, which is the fuel of diesel engine 1. It is a reaction to.
  • This low-temperature oxidation reaction component is a component that can be ignited even when the in-cylinder temperature is relatively low. The larger the amount of n-cetane, etc. (the higher the cetane fuel), The low temperature oxidation reaction easily proceeds, and the ignition delay is suppressed.
  • the low temperature oxidation reaction component such as n-cetane starts combustion (low temperature oxidation reaction) when the in-cylinder temperature reaches about 750K. It should be noted that fuel components (high temperature oxidation reaction components) other than n-cetane do not start combustion (high temperature oxidation reaction) until the in-cylinder temperature reaches about 900K.
  • the standard reaction rate efficiency in this low-temperature oxidation reaction is, for example, 0.294 [J / CA 2 / mm 3 ].
  • the standard reaction amount efficiency is, for example, 5.0 [J / mm 3 ].
  • the rotation speed correction coefficient may be obtained from the rotation speed correction coefficient map shown in FIG.
  • the rotation speed correction coefficient map shown in FIG. 6 is obtained by setting the reference rotation speed to 2000 rpm. In a region where the actual rotational speed of the engine 1 is equal to or higher than the reference rotational speed (2000 rpm), a value corresponding to “(reference rotational speed / actual rotational speed) 2 ” (a value corresponding to the engine rotational speed indicated by a one-dot chain line in the figure). ) As the rotation speed correction coefficient.
  • the value corresponding to “(reference rotational speed / actual rotational speed) 2 ” is corrected by a predetermined ratio (to the lower side).
  • the corrected value is obtained as the rotation speed correction coefficient (see the solid line in the region below the reference rotation speed).
  • the correction ratio is obtained by experiment or simulation.
  • the reference rotation speed is not limited to the above-described value, and is preferably set to a rotation speed range where the engine 1 is used most frequently.
  • this reaction amount (generated heat amount) is a positive value.
  • thermal decomposition reaction is a reaction that performs thermal decomposition of a fuel component, and its reaction temperature is, for example, about 800K.
  • the reference reaction rate efficiency in this thermal decomposition reaction is, for example, 0.384 [J / CA 2 / mm 3 ].
  • the standard reaction amount efficiency is, for example, 5.0 [J / mm 3 ].
  • reaction rate and reaction amount of this thermal decomposition reaction are calculated based on the above-mentioned reference reaction rate efficiency and reference reaction amount efficiency (for example, calculated by multiplying the effective injection amount). Further, when calculating the reaction rate of the thermal decomposition reaction, the value obtained by multiplying the reference reaction rate efficiency by the effective injection amount (reference reaction rate) is multiplied by the rotation speed correction coefficient corresponding to the engine rotation speed.
  • this thermal decomposition reaction is treated as an endothermic reaction. That is, the reaction amount (generated heat amount) is a negative value.
  • the reaction temperature of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion is, for example, about 900K. That is, the reaction that starts combustion when the in-cylinder temperature reaches 900K is a high-temperature oxidation reaction by this premixed combustion.
  • the reference reaction rate efficiency in the high temperature oxidation reaction by the premixed combustion is, for example, 4.3 [J / CA 2 / mm 3 ].
  • the standard reaction amount efficiency is, for example, 30.0 [J / mm 3 ].
  • reaction rate and reaction amount of the high-temperature oxidation reaction by this premixed combustion are also calculated based on the above-mentioned reference reaction rate efficiency and reference reaction amount efficiency (for example, calculated by multiplying the effective injection amount). Further, even when calculating the reaction speed of the high temperature oxidation reaction by the premixed combustion, the rotation speed correction according to the engine rotation speed with respect to the value obtained by multiplying the reference reaction speed efficiency by the effective injection amount (reference reaction speed). The coefficient is multiplied.
  • reaction amount (generated heat amount) is a positive value.
  • the reaction temperature of the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion is about 1000K, for example. That is, the reaction in which the fuel injected toward the cylinder whose in-cylinder temperature is 1000K or more starts combustion immediately after the injection is a high-temperature oxidation reaction by this diffusion combustion.
  • reaction rate in the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion varies depending on the common rail pressure and the fuel injection amount, and is obtained from the following equations (3) and (4).
  • GrdB A ⁇ common rail pressure + B (3)
  • Grd GrdB ⁇ (reference engine speed / actual engine speed) 2 X (d / reference d) x (N / reference N) (4)
  • GrdB reference reaction rate
  • Grd reaction rate
  • d nozzle hole diameter of the injector 23
  • N number of nozzle holes of the injector 23
  • A, B constants obtained by experiments, etc.
  • Multiplying the ratio of the actual nozzle hole diameter to the reference nozzle hole diameter and the ratio of the actual nozzle hole number to the reference nozzle hole number of the injector 23 is a generalized equation.
  • the equation (4) is obtained by multiplying the rotation speed correction coefficient so that the reaction speed corrected in accordance with the engine rotation speed is obtained.
  • the standard reaction amount efficiency of the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion is, for example, 30.0 [J / mm 3 ].
  • the reaction amount of the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion is also the above standard reaction amount efficiency. Calculated based on (e.g., calculated by multiplying the effective injection amount).
  • this reaction amount (generated heat amount) is a positive value.
  • reaction form of the fuel can be separated.
  • an ideal heat release rate waveform model can be created for each of a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, a high temperature oxidation reaction by premixed combustion, and a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion.
  • the ideal heat release rate waveform model is approximated to an isosceles triangle for each reaction.
  • the ideal heat generation rate waveform with the reaction rate as the slope of the hypotenuse of the isosceles triangle, the reaction amount as the area of the isosceles triangle, and the reaction period as the base length of the isosceles triangle, starting from the reaction start temperature described above.
  • the reaction start temperature is about 500 K for the vaporization reaction, about 750 K for the low temperature oxidation reaction, about 800 K for the thermal decomposition reaction, about 900 K for the high temperature oxidation reaction by premixed combustion, and about the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion. It is about 1000K.
  • the creation of the ideal heat release rate waveform model below is applied to each of the reaction modes described above. This will be specifically described below.
  • reaction rate (gradient)
  • the reaction rate is set based on the above-mentioned standard reaction rate efficiency, and when the ideal heat generation rate waveform model is approximated to an isosceles triangle, the rising rate during the period in which the heat generation rate increases and the heat generation rate decrease Their absolute values are consistent with the descending slope of the period.
  • reaction rate is proportional to the injection rate waveform gradient, and in the ideal heat release rate waveform model in other reactions, the reaction rate is This is proportional to the fuel injection amount.
  • the thermal efficiency [J / mm 3 ] in each reaction can be regarded as a constant (for example, 30 J / mm 3 in the case of a high temperature oxidation reaction) if the combustion period is optimized. For this reason, the generated heat amount is obtained by multiplying the thermal efficiency by the fuel injection amount (the above-mentioned effective injection amount).
  • the low-temperature oxidation reaction is completed together with the high-temperature oxidation reaction, and the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion is completed independently.
  • the amount of heat generated in this way corresponds to the triangular area that is the ideal heat generation rate waveform model.
  • the area of the triangle (corresponding to the amount of generated heat) is S, the length of the base (corresponding to the combustion period) is L, and the height (corresponding to the heat generation rate at the peak of the heat generation rate) is H.
  • A is the period from the start of combustion to the peak of the heat generation rate
  • B is the period from the peak of the heat generation rate to the end of combustion
  • G is the ascending gradient (corresponding to the reaction rate during the period when the heat generation rate increases)
  • ⁇ ( ⁇ 1) is the ratio of the descending gradient (corresponding to the reaction rate during the period when the heat generation rate decreases) to this ascending gradient.
  • 7A shows the case where the ideal heat generation rate waveform model is an isosceles triangle
  • FIG. 7B shows the case where the ideal heat generation rate waveform model is an unequal triangle.
  • ⁇ 1.
  • Fq is the fuel injection amount (effective injection amount). As described above, when the heat generation amount per 1 mm 3 of fuel is 30 J, “30 ⁇ Fq” is the triangular area S) In this way, the combustion period is determined when the injection amount (injection amount command value: a value correlated with the generated heat amount) and the gradient (reaction rate) are given.
  • FIG. 8A shows the relationship between the elapsed time when fuel is injected from the injector 23 and the amount of fuel supplied into the cylinder in one reaction mode (the amount of fuel used in that reaction mode). ing.
  • the fuel injection period in which the fuel supply amount is obtained is divided into 10 periods. That is, the fuel injection period is divided into ten periods with the same fuel supply amount, and the period numbers from the first period to the tenth period are assigned to each period.
  • the fuel injection in the second period is started without interruption, and after the fuel injection in the second period is completed, the fuel injection is not interrupted.
  • the fuel injection is continued until the end of the tenth period in the injection mode in which the fuel injection in the three periods is started.
  • FIG. 8B shows the reaction amount of the fuel injected in each period (the one shown in FIG. 8B is the exothermic amount in the exothermic reaction).
  • the fuel injection in the first period is started and the fuel injection in the second period is started (period t1 in FIG. 8 (b)). Only the reaction of the fuel injected in the period takes place. Then, during the period from the start of fuel injection in the second period to the start of fuel injection in the third period (period t2 in FIG. 8B), the reaction of the fuel injected in the first period and The reaction of the fuel injected in the second period is performed together.
  • the total reaction amount of fuel gradually increases (the total reaction amount increases by the amount of fuel in the period during which new injection is started).
  • This increase period corresponds to a positive gradient period (advancing angle period from the peak position of the reaction) of the ideal heat release rate waveform model.
  • the ideal heat generation rate waveform model can be approximated as a triangle (isosceles triangle).
  • FIG. 9 shows an ideal heat generation rate waveform model (isosceles triangle corresponding to each reaction) when one fuel injection is performed.
  • an ideal heat generation rate waveform model in the case where a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, and each high temperature oxidation reaction are sequentially performed by one fuel injection.
  • Isosceles triangles corresponding to each reaction are shown.
  • I is the ideal heat release rate waveform model of the vaporization reaction
  • II is the ideal heat release rate waveform model of the low-temperature oxidation reaction
  • III is the ideal heat release rate of the thermal decomposition reaction (pyrolysis reaction that is endothermic).
  • a waveform model, IV is an ideal heat generation rate waveform model of a high temperature oxidation reaction by premixed combustion
  • V is an ideal heat generation rate waveform model of a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion.
  • FIG. 10 shows an ideal heat generation rate waveform obtained by smoothing the ideal heat generation rate waveform model by filtering.
  • the ideal heat release rate waveform model (isosceles triangle) corresponding to each reaction (vaporization reaction, low temperature oxidation reaction, thermal decomposition reaction, each high temperature oxidation reaction) is smoothed by the filter processing, and the ideal heat release rate A waveform will be created.
  • FIG. 11 shows an ideal heat release rate waveform model (upper waveform diagram) and fuel injection rate waveform (lower waveform) when two pilot injections, one main injection, and one after injection are performed.
  • FIG. 12 shows an ideal heat generation rate waveform obtained by smoothing the ideal heat generation rate waveform model (the upper part of FIG. 11) by filtering.
  • Combustion state diagnosis by comparison of ideal heat generation rate waveform and actual heat generation rate waveform
  • Combustion state diagnosis includes the difference between the actual heat generation rate waveform and the ideal heat generation rate waveform. Done based on size. For example, when there is a reaction form in which the divergence is equal to or greater than a preset threshold value (abnormality judgment divergence amount in the present invention), it is diagnosed that the reaction form is abnormal. Become.
  • each high temperature oxidation reaction (by premixed combustion) is applied to the ideal heat generation rate waveform (the same waveform as that shown in FIG. 10) shown by the solid line. If the actual heat generation rate waveform in the high-temperature oxidation reaction and the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion) is shifted to the retarded angle side and the deviation exceeds the threshold value, each high-temperature oxidation reaction is abnormal. Thus, it is diagnosed that an abnormality has occurred at the reaction start time of each high-temperature oxidation reaction.
  • the peak value of the heat generation rate waveform in each high-temperature oxidation reaction is higher than the ideal heat generation rate waveform shown by the solid line, and the deviation thereof has a threshold value. If it exceeds, it is diagnosed that an abnormality has occurred in each high-temperature oxidation reaction, that is, an abnormality has occurred in the reaction amount in each high-temperature oxidation reaction.
  • Such a diagnosis is not limited to the high temperature oxidation reaction, but is similarly performed for the vaporization reaction, the low temperature oxidation reaction, and the thermal decomposition reaction.
  • the parameters for diagnosing whether or not an abnormality has occurred in the reaction mode are not limited to the above-described deviation of reaction time (ignition delay, etc.) and the deviation of the peak value of the heat release rate waveform. Deviation, reaction period deviation, peak phase, and the like.
  • FIG. 14 shows an example of the ideal heat generation rate waveform (the waveform shown by the solid line in FIG. 14) and the actual heat generation rate waveform (the waveform shown by the broken line in FIG. 14) shown in FIG. Also in this case, if the deviation of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform is large and the deviation exceeds a preset threshold value (abnormality determination deviation amount), it is diagnosed that the fuel reaction is abnormal. Will do.
  • a preset threshold value abnormality determination deviation amount
  • the actual heat generation rate waveform is shown by a broken line in FIG. 13, it is determined that there is a delay in fuel ignition and oxygen is insufficient, and the cooling capacity of the intake air by the intercooler 61 is determined.
  • the shortage of oxygen is eliminated by reducing the EGR gas amount by decreasing the opening degree of the EGR valve 81 or by increasing the intake supercharging rate.
  • Control parameters for bringing the actual heat generation rate waveform closer to the ideal heat generation rate waveform are not limited to those described above, but include fuel injection timing, gas composition in the cylinder, intake air amount (gas amount), and various learning values. (A learned value of the fuel injection amount or fuel injection timing) may be used.
  • the correction of the control parameter is executed when the actual heat generation rate waveform can be substantially matched with the ideal heat generation rate waveform by the correction of the control parameter. Specifically, it is executed when the deviation amount of the actual heat generation rate waveform with respect to the ideal heat generation rate waveform is equal to or less than a predetermined correctable deviation amount. This correctable deviation amount is set in advance by experiment or simulation. When the deviation amount of the actual heat generation rate waveform with respect to the ideal heat generation rate waveform exceeds the correctable deviation amount, the correction amount of the control parameter exceeds the predetermined guard value. Diagnose that a failure has occurred in a part of the devices constituting the system 1.
  • the lower limit values of the in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density are set in advance, and any of these in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density is lower than the lower limit value, If the correction amount of the control parameter of the engine 1 exceeds a predetermined guard value, it is diagnosed that the engine 1 has failed.
  • the MIL warning lamp
  • the reaction state of the reaction form is optimized.
  • the diagnosis in each reaction mode is performed by comparing the ideal heat generation rate waveform model with the actual heat generation rate waveform.
  • the ideal heat release rate waveform model and the actual heat release rate waveform creation method in this example are the same as those in the above-described embodiment.
  • the ideal heat generation rate waveform model in one reaction form (for example, low temperature oxidation reaction) is shown by a solid line
  • the actual heat generation rate waveform in the actual reaction form (for example, actual low temperature oxidation reaction) is shown by a broken line. Yes.
  • FIG. 15A shows the case where the actual heat generation rate waveform substantially matches the ideal heat generation rate waveform model, that is, the reaction start time, reaction rate, reaction amount, reaction period, and the center of the reaction in the actual heat generation rate waveform.
  • Each of the phases substantially corresponds to that of the ideal heat release rate waveform model, indicating that an ideal response has been obtained.
  • FIG. 15B shows a state in which the reaction rate, the barycentric phase of the reaction, and the reaction period in the actual heat generation rate waveform are different from those of the ideal heat generation rate waveform model.
  • d1 represents the amount of deviation of the reaction rate
  • d2 in the figure represents the amount of deviation of the center of gravity phase of the reaction
  • d3 in the figure represents the amount of deviation of the reaction period.
  • the reaction rate is lower than the ideal heat generation rate waveform model, the center of gravity phase is shifted to the retard side, and the reaction period is longer.
  • FIG. 15C shows a state in which the reaction start time and the center of gravity phase of the reaction in the actual heat generation rate waveform are different from those in the ideal heat generation rate waveform model.
  • d4 indicates the amount of deviation of the reaction start time
  • d5 indicates the amount of deviation of the center of gravity phase of the reaction.
  • the reaction start time is shifted to the retard side and the gravity center phase is also shifted to the retard side with respect to the ideal heat generation rate waveform model.
  • FIG. 15D shows a state where the reaction amount in the actual heat generation rate waveform is deviated from that of the ideal heat generation rate waveform model.
  • the deviation amount of each reaction start time, reaction rate, reaction amount, reaction period, and center of gravity phase of the reaction is obtained, and when this deviation amount is a predetermined amount (abnormality determination deviation amount) or more, the reaction form When it is diagnosed that an abnormality has occurred in (low-temperature oxidation reaction), and the deviation amount is not less than the abnormality determination deviation amount and not more than a predetermined correctable deviation amount, the deviation is reduced. Thus, the control parameters of the engine 1 are corrected.
  • the fuel injection pressure (common rail pressure) is increased so that the reaction rate of the actual heat generation rate waveform is increased to approach the reaction rate of the ideal heat generation rate waveform model.
  • the supply pump 21 is controlled.
  • control for eliminating the ignition delay of the fuel for example, reduction of the EGR gas amount or increase of the intake supercharging rate
  • fuel increase correction or the like is performed.
  • the deviation amount exceeds the correctable deviation amount, it is determined that a failure has occurred in the engine 1 and, for example, the MIL on the meter panel in the passenger compartment is corrected without correcting the control parameter. (Warning light) is turned on to prompt the driver to warn, and abnormality information is written in the diagnosis provided in the ECU 100.
  • the MIL on the meter panel in the passenger compartment is corrected without correcting the control parameter. (Warning light) is turned on to prompt the driver to warn, and abnormality information is written in the diagnosis provided in the ECU 100.
  • the combustion state diagnosis apparatus is stored in the ROM of the in-vehicle ECU 100 (mounted on the vehicle), and the combustion state is diagnosed in the operating state of the engine 1.
  • the present invention is not limited to this, and an experimental device (engine bench tester) is provided with the combustion state diagnostic device, and the combustion state is diagnosed when the engine 1 is subjected to a test operation on the experimental device in the design stage of the engine 1. It is also possible to apply to a usage pattern in which an appropriate value of the control parameter is obtained by performing the above.
  • the engine 1 to which the piezo injector 23 that changes the fuel injection rate by being in a fully opened valve state only during the energization period is described.
  • the present invention applies a variable injection rate injector.
  • Application to engines is also possible.
  • the present invention is applicable to diagnosis of each reaction of fuel in a diesel engine mounted on an automobile.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
  • Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)

Abstract

　コモンレール式ディーゼルエンジンにおいて、気筒内に噴射された燃料の気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応それぞれの反応形態に対し、反応開始温度を基点として、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二等辺三角形で成る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をフィルタ処理によって円滑化して各反応形態の理想熱発生率波形を作成する。各反応の理想熱発生率波形と、検出された筒内圧力から求められた実際の各反応形態の実熱発生率波形とを比較し、その乖離が所定量以上である反応形態が存在する場合には、その反応形態において異常が生じていると診断する。

Description

内燃機関の燃焼状態診断装置
　本発明は、ディーゼルエンジンに代表される内燃機関の気筒内における燃料の燃焼状態（酸化反応等）を診断する装置に係る。
　従来から周知のように、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、単にエンジンと呼ぶ場合もある）では、排出ガス特性、燃料消費特性、燃焼安定性および動力性能等のエンジン特性がさまざまな要求を満たすべく、複雑な制御が行われる。
　具体的には、エンジンの回転速度や負荷に基づいて決定されるエンジン運転状態に応じた最適な燃料噴射量等の各制御パラメータの適合値を実験やシミュレーションによって求めて制御用マップを作成し、これをエンジン制御用の電子制御ユニット（エンジンＥＣＵ）に記憶させておく。そして、この制御用マップ上の適合値を参照しつつ、エンジンＥＣＵがエンジンの制御を行うようになっている。
　また、エンジンの運転状態に応じて各制御パラメータを補正する場合、気筒内における燃料の反応状態（例えば燃料の着火時期等）を認識し、それに応じて、所望の反応状態が得られるように各制御パラメータを補正することが望ましい。
　下記の特許文献１には、燃料の着火時期が、排気エミッション、燃焼騒音、燃費等の特性に影響を与えることに鑑み、燃焼室内での燃料の着火時期をアレニウスの化学反応式を用いて算出することが開示されている。具体的には、筒内温度に基づいて基本燃料噴射時期を設定し、この基本燃料噴射時期において燃料噴射が行われた場合の着火遅れ期間を、実験等により求められた物理的着火遅れ時間と、アレニウスの化学反応式によって算出された化学的着火遅れ時間とから求める。そして、この着火遅れ期間により求められた着火時期が目標着火時期からずれている場合には、そのずれを解消するように燃料噴射時期を補正するようにしている。
特開２００８－１０１５９１号公報
　しかしながら、上記アレニウスの化学反応式は気筒内の温度変化が無いと仮定した定温度場での反応を対象としている。つまり、気筒内の温度が所定温度に達した時点を燃料の着火時期であるとした温度管理の元で燃料の燃焼状態を推定している。このため、上記特許文献１に開示されているようにアレニウスの化学反応式によって燃料の着火時期を推定しながら制御パラメータを補正する場合、時々刻々と変化していく筒内環境に応じて燃料の反応を理想的な反応に近付けていくには限界がある。その結果、例えば、理想的な反応状態に対する実際の反応状態の乖離が大きくなっていて、反応異常と判断すべき状態が生じているにも拘わらず、それを認識できないといった状況を招く可能性があった。
　本発明の発明者は、気筒内に燃料が噴射された際、その燃料にあっては複数の反応（低温酸化反応や高温酸化反応等）が筒内環境に応じて行われていくことに着目した。そして、これら反応形態を個別に扱い、それぞれについて診断を行うことにより、高い精度で燃料反応の診断が可能になることを見出し本発明に至った。
　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、内燃機関の気筒内での燃料の反応形態それぞれに対する診断（燃焼状態の診断）を行うことが可能な内燃機関の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－
　上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、気筒内に噴射された燃料の各反応形態（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応等）それぞれに対し、筒内環境および燃料量に応じた理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応形態毎の理想熱発生率波形モデル、または、この各反応形態毎の理想熱発生率波形モデルから得られる理想熱発生率波形と、筒内における実際の反応の熱発生率波形（実熱発生率波形）とを比較し、これらの乖離に基づいて気筒内における燃料の各反応形態の個別診断を行うようにしている。
　－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自着火による燃焼を行う圧縮自着火式内燃機関における燃料の燃焼状態を診断する装置を対象とする。この燃焼状態診断装置に対し、上記気筒内に噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を気筒内環境に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形を求め、この理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを上記各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形モデルまたは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反応が存在する場合には、その反応に異常が生じていると診断する構成としている。
　なお、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である）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、燃料の複数の反応（反応形態）それぞれにおいて、実熱発生率波形が理想熱発生率波形（または理想熱発生率波形モデル）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。つまり、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、定温度場であると仮定した上での反応を対象とするアレニウスの化学反応式によって燃焼状態を推定する従来技術に比べて、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。
　上記燃料の複数の反応として具体的には、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応が挙げられる。そして、これら反応それぞれにおいて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う構成としている。
　このように、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応それぞれに対して理想熱発生率波形（または理想熱発生率波形モデル）を求めておき、この理想熱発生率波形（または理想熱発生率波形モデル）と実熱発生率波形とを比較することにより、何れの反応において異常が生じているかを判別することが可能になる。例えば、気化反応や熱分解反応は吸熱反応であるが（熱分解反応が発熱反応である場合もある）、この吸熱反応に対しても、その反応速度、反応量、反応期間に異常が生じていないか否かを診断しながら各反応を診断していくことになる。このため、診断精度の向上を図ることができる。
　上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形を求めるための反応速度、反応量、反応期間の算出手法として具体的には以下のものが挙げられる。まず、各反応それぞれの反応起点として反応開始温度を設定しておき、気筒内の温度がその反応開始温度に達した時点を、その反応の開始時期として設定する。
　そして、上記反応速度を、上記反応の開始時期における反応開始温度に対応した基準反応速度効率と燃料量とから算出する。また、上記反応量を、上記反応開始温度に対応した基準反応量効率と燃料量とから算出する。さらに、上記反応期間を、上記反応速度および反応量から算出するようにしている。
　ここで、上記基準反応速度効率は、単位燃料当たりに発生する熱量の速度勾配に相当する。例えば、この基準反応速度効率に燃料量（反応に利用される有効燃料量）を乗算することによって反応速度が算出される。また、上記基準反応量効率は、単位燃料当たりに発生する熱量に相当する。例えば、この基準反応量効率に燃料量（反応に利用される有効燃料量）を乗算することによって反応量が算出される。
　上記反応速度の算出精度を高めるために、上記基準反応速度効率に燃料量を乗算することで得られる基準反応速度に、機関回転速度に応じた回転速度補正係数を乗算することで反応速度を算出することが挙げられる。また、この回転速度補正係数は、「（基準回転速度／実回転速度）2」により与えられる。
　これによれば、気筒内の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、その算出精度を高めることができる。
　また、上記実熱発生率波形は、筒内圧センサによって検出される気筒内圧力に基づいて得られたものである。
　また、上記熱発生率波形モデルおよび理想熱発生率波形の作成手順としては以下のものが挙げられる。まず、上記理想熱発生率波形モデルは、上記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に近似させることで作成される。
　また、上記理想熱発生率波形は、上記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。
　このように熱発生率波形モデルを三角形に近似させて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。
　また、上記高温酸化反応を、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分離し、それぞれに対して異常診断を行うことも挙げられる。具体的には、反応速度に応じて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分離し、これら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それぞれについて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う構成としたものである。
　なお、上記予混合燃焼による高温酸化反応は燃料噴射量律速であり、拡散燃焼による高温酸化反応は噴射率波形律速である。
　また、燃料の反応状態を決定する条件の優先順位として、制御自由度が低いほど高く設定することが挙げられる。この優先順位としては、気筒内温度、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量の順である。
　例えば、気筒内温度は、反応開始温度、圧縮ガス温度（吸気温度に応じて変動する）、予熱量（燃料噴射量等に応じて変動する）により左右される。また、気筒内の酸素量は、吸気の過給率やＥＧＲ率により左右される。
　上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、上記理想熱発生率波形モデルまたは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、理想熱発生率波形モデルまたは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上記乖離を上記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が上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、上記理想熱発生率波形モデルまたは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上記乖離を上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。
　上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、燃料の複数の反応形態それぞれに対して異常診断を行うようにしたことにより、診断精度の向上を図ることができる。また、異常となっている反応形態を特定することができるため、その異常を改善するための制御を適切に行うことができる。
実施形態に係る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。 膨張行程時の熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）および燃料噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）の一例をそれぞれ示す波形図である。 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を示す図である。 理想熱発生率波形モデルを示し、図７（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７（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８（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８（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。 １回の燃料噴射が行われた場合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９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得られた理想熱発生率波形を示す図である。 ２回のパイロット噴射、１回のメイン噴射、１回のアフタ噴射が行われた場合の理想熱発生率波形モデル、および、燃料噴射率波形の一例を示す図である。 図１１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得られた理想熱発生率波形を示す図である。 １回の燃料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。 ２回のパイロット噴射、１回のメイン噴射、１回のアフタ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）の一例を示す図である。 変形例において、一つの反応形態における理想熱発生率波形モデル（実線）および実熱発生率波形（破線）についての複数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（車両に実装）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－
　まず、本実施形態に係るディーゼルエンジン（以下、単にエンジンという）の概略構成について説明する。図１は本実施形態に係るエンジン１およびその制御系統の概略構成図である。また、図２は、ディーゼルエンジン１の燃焼室３およびその周辺部を示す断面図である。
　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等を備えて構成されている。
　上記サプライポンプ２１は、燃料タンクから燃料を汲み上げ、この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、その内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備え、適宜開弁して燃焼室３内に燃料を噴射供給するピエゾインジェクタにより構成されている。
　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、吸気通路を構成する吸気管６４が接続されている。また、この吸気通路には、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。上記エアフローメータ４３は、エアクリーナ６５を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力する。
　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、排気通路を構成する排気管７３が接続されている。また、この排気通路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(排気浄化触媒)７５およびＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ　Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ　Ｆｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。なお、排気浄化ユニット７７としてＤＰＮＲ（Ｄｉｅｓｅｌ　Ｐａｒｔｉｃｕｌａｔｅ－ＮＯｘ　Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ　ｓｙｓｔｅｍ）触媒を適用してもよい。
　上記ＮＳＲ触媒７５は、排気中に多量の酸素が存在している状態においてはＮＯｘを吸蔵し、排気中の酸素濃度が低く、且つ還元成分（例えば燃料の未燃成分（ＨＣ））が多量に存在している状態においてはＮＯｘをＮＯ2若しくはＮＯに還元して放出する。ＮＯ2やＮＯとして放出されたＮＯｘは、排気中のＨＣやＣＯと速やかに反応することによって更に還元されてＮ2となる。また、ＨＣやＣＯは、ＮＯ2やＮＯを還元することで、自身は酸化されてＨ2ＯやＣＯ2となる。即ち、ＮＳＲ触媒７５に導入される排気中の酸素濃度やＨＣ成分を適宜調整することにより、排気中のＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化することができるようになっている。本実施形態のものでは、この排気中の酸素濃度やＨＣ成分の調整を上記インジェクタ２３からの燃料噴射動作（ポスト噴射）や吸気絞り弁６２の開度制御によって行うようになっている。
　また、ＤＰＦ７６は、例えば多孔質セラミック構造体で成り、排気ガスが多孔質の壁を通過する際に、この排気ガス中に含まれるＰＭ（Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ　Ｍａｔｔｅｒ：微粒子）を捕集するようになっている。また、このＤＰＦ７６には、ＤＰＦ再生運転時に、上記捕集したＰＭを酸化・燃焼するための触媒（例えば白金等の貴金属を主成分とする酸化触媒）が担持されている。
　ここで、エンジン１の燃焼室３およびその周辺部の構成について、図２を用いて説明する。この図２に示すように、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎に円筒状のシリンダボア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の上側には上記燃焼室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。
　上記ピストン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。これにより、シリンダボア１２内でのピストン１３の往復移動がコネクティングロッド１８を介してクランクシャフトに伝達され、このクランクシャフトが回転することでエンジン出力が得られるようになっている。
　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。このグロープラグ１９は、エンジン１の始動直前に電流が流されることにより赤熱し、これに燃料噴霧の一部が吹きつけられることで着火・燃焼が促進される始動補助装置として機能する。
　上記シリンダヘッド１５には、上記吸気ポート１５ａおよび上記排気ポート７１がそれぞれ形成されていると共に、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。また、シリンダヘッド１５には、燃焼室３の内部へ直接的に燃料を噴射する上記インジェクタ２３が取り付けられている。このインジェクタ２３は、シリンダ中心線Ｐに沿う起立姿勢で燃焼室３の略中央上部に配設されており、上記コモンレール２２から導入される燃料を燃焼室３に向けて所定のタイミングで噴射する。
　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。コンプレッサホイール５３は吸気管６４内部に臨んで配置され、タービンホイール５２は排気管７３内部に臨んで配置されている。このためターボチャージャ５は、タービンホイール５２が受ける排気流（排気圧）を利用してコンプレッサホイール５３を回転させ、吸気圧を高めるといった所謂過給動作を行うようになっている。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）が設けられており、この可変ノズルベーン機構の開度を調整することにより、エンジン１の過給圧を調整することができる。
　吸気系６の吸気管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、吸気系６と排気系７とを接続する排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。このＥＧＲ通路８は、排気の一部を適宜吸気系６に還流させて燃焼室３へ再度供給することにより燃焼温度を低下させ、これによってＮＯｘ生成量を低減させるものである。また、このＥＧＲ通路８には、電子制御によって無段階に開閉され、同通路８を流れる排気流量を自在に調整することができるＥＧＲバルブ８１と、ＥＧＲ通路８を通過（還流）する排気を冷却するためのＥＧＲクーラ８２とが設けられている。これらＥＧＲ通路８、ＥＧＲバルブ８１、ＥＧＲクーラ８２等によってＥＧＲ装置（排気還流装置）が構成されている。
　－センサ類－
　エンジン１の各部位には、各種センサが取り付けられており、それぞれの部位の環境条件や、エンジン１の運転状態に関する信号を出力する。
　例えば、上記エアフローメータ４３は、吸気系６内の吸気絞り弁６２上流において吸入空気の流量（吸入空気量）に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２は吸気絞り弁６２の開度を検出する。吸気圧センサ４８は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。吸気温センサ４９は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。Ａ／Ｆ（空燃比）センサ４４ａ，４４ｂは、ＮＳＲ触媒７５の上流側および下流側にそれぞれ配設され、排気中の酸素濃度に応じて連続的に変化する検出信号を出力する。なお、Ａ／Ｆセンサの配設位置としては、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。排気温センサ４５ａ，４５ｂは、同じくＮＳＲ触媒７５の上流側および下流側にそれぞれ配設され、排気ガスの温度（排気温度）に応じた検出信号を出力する。なお、排気温センサの配設位置も、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。
　－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、上記レール圧センサ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、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９が接続されている。さらに、入力回路には、エンジン１の冷却水温に応じた検出信号を出力する水温センサ４６、アクセルペダルの踏み込み量に応じた検出信号を出力するアクセル開度センサ４７、エンジン１の出力軸（クランクシャフト）が一定角度回転する毎に検出信号（パルス）を出力するクランクポジションセンサ４０、および、筒内圧力を検出する筒内圧センサ（ＣＰＳ（Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ　Ｐｒｅｓｓｕｒｅ　Ｓｅｎｓｏｒ））４Ａなどが接続されている。
　一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、上記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、吸気絞り弁６２、ＥＧＲバルブ８１、および、上記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構（可変ノズルベーンの開度を調整するアクチュエータ）５４が接続されている。
　そして、ＥＣＵ１００は、上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、上記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。
　上記パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。
　上記メイン噴射は、エンジン１のトルク発生のための噴射動作（トルク発生用燃料の供給動作）である。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、エンジン回転速度（エンジン回転数）、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じ、要求トルクが得られるように決定される。例えば、エンジン回転速度（クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいて算出されるエンジン回転速度；エンジン回転数）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ４７により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど（アクセル開度が大きいほど）エンジン１のトルク要求値としては高く得られ、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。
　具体的な燃料噴射形態の一例としては、ピストン１３が圧縮上死点に達する前に上記パイロット噴射（インジェクタ２３に形成された複数の噴孔からの燃料噴射）が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で上記メイン噴射が実行されることになる。これにより燃料が自己着火によって燃焼し、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。
　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。これらの噴射の機能は周知であるため、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。このＥＧＲ量は、予め実験やシミュレーション等によって作成されて上記ＲＯＭに記憶されたＥＧＲマップに従って設定される。このＥＧＲマップは、エンジン回転速度およびエンジン負荷をパラメータとしてＥＧＲ量（ＥＧＲ率）を決定するためのマップである。
　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（コモンレール圧力）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、即ち目標レール圧は、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。この目標レール圧は例えば上記ＲＯＭに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。本実施形態では、エンジン負荷等に応じて燃料圧力が３０ＭＰａ～２００ＭＰａの間で調整されるようになっている。
　次に、膨張行程時における熱発生率および燃料噴射率について説明する。図４の上段に示す波形のうちの実線は、横軸をクランク角度、縦軸を熱発生率とし、パイロット噴射およびメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に係る理想的な熱発生率波形を示している（この理想的な熱発生率波形を作成する手法や、この理想的な熱発生率波形を利用した燃料反応形態の診断（燃焼状態診断）については後述する）。図中のＴＤＣはピストン１３の圧縮上死点に対応したクランク角度位置を示している。また、図４の下段に示す波形は、インジェクタ２３から噴射される燃料の噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形を示している。
　上記熱発生率波形としては、例えば、ピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）からメイン噴射で噴射された燃料の燃焼が開始され、ピストン１３の圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点）で熱発生率が極大値（ピーク値）に達し、さらに、圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後２５度（ＡＴＤＣ２５°）の時点）で上記メイン噴射において噴射された燃料の燃焼が終了するようになっている。このような熱発生率の変化状態で混合気の燃焼を行わせるようにすれば、例えば圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点で気筒内の混合気のうちの５０％が燃焼を完了した状況となる。つまり、圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点が燃焼重心となって、膨張行程における総熱発生量の約５０％がＡＴＤＣ１０°までに発生し、高い熱効率でエンジン１を運転させることが可能となる。
　また、この燃焼重心に到達した時点でのクランク角度と燃料噴射率波形との関係としては、インジェクタ２３に対して燃料噴射停止信号を送信した時点から燃料噴射が完全に停止するまでの期間（図４における期間Ｔ１）に燃焼重心が位置することになる。
　なお、上記パイロット噴射で噴射された燃料の燃焼ではピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）において１０［Ｊ／°ＣＡ］の熱発生率となっており、これにより、メイン噴射で噴射された燃料の安定した拡散燃焼が実現されることになる。この値は、これに限定されるものではなく。例えば、総燃料噴射量に応じて適宜設定される。
　以上のようにして本実施形態では、パイロット噴射によって気筒内の予熱が十分に行われる。この予熱により、メイン噴射が開始された場合、このメイン噴射で噴射された燃料は、直ちに自着火温度以上の温度環境下に晒されて熱分解が進み、噴射後は直ちに燃焼が開始されることになる。
　また、図４に二点鎖線αで示す波形は、燃料噴射圧力が、適正値よりも高く設定された場合の熱発生率波形であり、燃焼速度およびピーク値が共に高くなりすぎており、燃焼音の増大やＮＯｘ発生量の増加が懸念される状態である。一方、図４に二点鎖線βで示す波形は、燃料噴射圧力が、適正値よりも低く設定された場合の熱発生率波形であり、燃焼速度が低く且つピークの現れるタイミングが大きく遅角側に移行していることで十分なエンジントルクが確保できないことが懸念される状態である。
　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。このＥＧＲ量は、予め実験やシミュレーション等によって作成されて上記ＲＯＭに記憶されたＥＧＲマップに従って設定される。このＥＧＲマップは、エンジン回転速度およびエンジン負荷をパラメータとしてＥＧＲ量（ＥＧＲ率）を決定するためのマップである。
　－燃焼状態診断および制御パラメータ補正－
　次に、本実施形態の特徴である燃焼状態診断（気筒内での燃料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。
　この燃焼状態診断および制御パラメータ補正では、図５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。
　また、上記理想熱発生率波形の作成にあっては、（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。
　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
　上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。
　上記インジェクタ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、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量（噴霧量）、気筒内での燃料の分布が挙げられる。これらのうち、制御自由度の低い順としては、気筒内温度、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量、気筒内での燃料の分布の順である。
　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、気筒内の酸素量は、上記吸気絞り弁６２の開度や、上記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、この気筒内の酸素量は、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、気筒内の燃料量は、上記サプライポンプ２１による燃料噴射圧力（コモンレール圧力）の制御や上記インジェクタ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、気筒内の酸素量に比べて制御自由度は高い。また、気筒内での燃料の分布も、上記燃料噴射圧力の制御や上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、且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、上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、気筒内の酸素量および気筒内の燃料量の量的条件を、気筒内での燃料の分布よりも優先順位の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。即ち、筒内ガス温度（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タイミングにおけるクランク角度位置）を確定する。
　そして、この反応開始時期を基点として、反応速度、反応量、反応期間をそれぞれ求めて各反応形態毎に理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。つまり、気筒内に噴射された燃料の複数の反応形態それぞれの反応速度、反応量、反応期間を気筒内環境（反応開始時期を決定する筒内ガス温度等）および燃料組成（反応に寄与する燃料量および燃料密度を含む）に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。
　具体的には、上記反応開始時期における筒内ガス温度（基準温度）および燃料組成等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、燃焼場に対する酸素供給能力（酸素密度）から上記基準反応速度効率および基準反応量効率を修正し、これら修正された効率と燃料量とから反応速度および反応量を確定する。また、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。
　そして、上記反応開始時期、反応速度および反応量から後述する理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）を作成し、これにより、反応期間を確定する。この反応期間としては以下の式（１）により求められる。
　反応期間＝２×（反応量／反応速度）1/2　　　…（１）
　なお、上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、上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。
　上記インジェクタ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、高温酸化反応が筒内環境に応じて行われる。さらに、高温酸化反応としては、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とに分離できる。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、上記インジェクタ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（例えば上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上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、燃料噴射量から壁面付着量（シリンダボア１２の壁面に付着した燃料量）を減算した量である。この壁面付着量は、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。
　このため、この気化反応における反応量としては、以下の式（２）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　　　…（２）
　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、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、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上記基準反応速度効率としては、例えば０．２９４［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５．０［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、上記基準反応速度効率および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）。さらに、上記低温酸化反応の反応速度を算出するに当たっては、上記基準反応速度効率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６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６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。
　上記基準回転速度は、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、その反応温度は例えば約８００Ｋとなっている。
　また、この熱分解反応における上記基準反応速度効率としては、例えば０．３８４［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５．０［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、上記基準反応速度効率および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）。さらに、上記熱分解反応の反応速度を算出するに当たっても、上記基準反応速度効率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上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例えば約９００Ｋとなっている。つまり、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。
　また、この予混合燃焼による高温酸化反応における上記基準反応速度効率としては、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も、上記基準反応速度効率および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）。さらに、上記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、上記基準反応速度効率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上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例えば約１０００Ｋとなっている。つまり、筒内温度が１０００Ｋ以上となっている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、コモンレール圧力および燃料噴射量に応じて変化し、以下の式（３）および式（４）から求められる。
　ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ　　　…（３）
　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）　　　…（４）
　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、上記式（４）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（４）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、上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。
　（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、上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。
　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。上記反応開始温度としては、上述したように、気化反応では約５００Ｋ、低温酸化反応では約７５０Ｋ、熱分解反応では約８００Ｋ、予混合燃焼による高温酸化反応では約９００Ｋ、拡散燃焼による高温酸化反応では約１０００Ｋとなっている。以下の理想熱発生率波形モデルの作成は、上述した各反応形態それぞれに対して適用される。以下、具体的に説明する。
　（ａ）反応速度（勾配）
　反応速度は、上記基準反応速度効率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上昇勾配と、熱発生率が下降する期間での下降勾配とでは、それらの絶対値は一致している。
　なお、上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、上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。
　上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、他の反応での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は燃料噴射量に比例することになる。
　（ｂ）発生熱量（面積）
　各反応における熱効率［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、この熱効率に燃料噴射量（上記有効噴射量）を乗算したものとなる。
　但し、上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７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７（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７（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８（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１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８（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期間から第１０期間の期間番号を付している。つまり、第１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期間での燃料噴射が開始され、第２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８（ｂ）は上記各期間で噴射された燃料の反応量（この図８（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８（ｂ）に示すように、第１期間での燃料噴射が開始され、第２期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図８（ｂ）における期間ｔ１）は、第１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期間での燃料噴射が開始され、第３期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図８（ｂ）における期間ｔ２）は、第１期間で噴射された燃料の反応および第２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、上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期間で噴射された燃料の反応が終了する。この時点（図８（ｂ）におけるタイミングＴ１）では、第２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期間から第１０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期間で噴射された燃料の反応が終了すると（図８（ｂ）におけるタイミングＴ２）、第３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期間から第１０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８（ｂ）において反応量を破線で示している期間）が、上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。
　図９は、１回の燃料噴射が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。この図９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は低温酸化反応の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の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。
　また、図１０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たことで得られた理想熱発生率波形を示している。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。図１１は、２回のパイロット噴射、１回のメイン噴射、１回のアフタ噴射が行われた場合の理想熱発生率波形モデル（上段の波形図）、および、燃料噴射率波形（下段の波形図）を示している。また、図１２は、上記理想熱発生率波形モデル（図１１の上段）をフィルタ処理によって円滑化したことで得られた理想熱発生率波形を示している。
　（２）実熱発生率波形の作成
　上記理想熱発生率波形と比較される実熱発生率波形は、上記筒内圧センサ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、上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１３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１０で示したものと同一の波形）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１３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、上記気化反応、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、上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。
　なお、図１４は、上記図１２で示した理想熱発生率波形（図１４において実線で示す波形）と実熱発生率波形（図１４において破線で示す波形）の一例とを示している。この場合にも理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が大きく、その乖離が予め設定された閾値（異常判定乖離量）を超える場合には、燃料反応に異常が生じていると診断することになる。
　（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
　上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１３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、上記インタークーラ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１３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。
　また、実熱発生率波形が、図１４に破線で示したものである場合には、筒内温度の不足または酸素不足が生じているとして、吸気の過給率を上昇させたり、予熱に寄与する燃料の噴射量の増量補正を行う。
　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。
　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上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、上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、上記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、上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。
　（変形例）
　次に、変形例について説明する。上記実施形態では、三角形で近似させ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得られた理想熱発生率波形と、実熱発生率波形とを対比することで各反応形態それぞれにおける診断を行うようにしていた。
　本変形例は、それに代えて、上記理想熱発生率波形モデルと、実熱発生率波形とを対比することで各反応形態それぞれにおける診断を行うものである。本例における理想熱発生率波形モデルおよび実熱発生率波形の作成手法は上述した実施形態と同様である。
　以下、図１５に沿って具体的に説明する。この図１５では一つの反応形態（例えば低温酸化反応）における理想熱発生率波形モデルを実線で示し、実際のその反応形態（例えば実際の低温酸化反応）における実熱発生率波形を破線で示している。
　図１５（ａ）は実熱発生率波形が理想熱発生率波形モデルに略一致している場合、つまり、実熱発生率波形における反応開始時期、反応速度、反応量、反応期間、反応の重心位相それぞれが理想熱発生率波形モデルのものに略一致しており、理想的な反応が得られている状態を示している。
　これに対し、図１５（ｂ）は、実熱発生率波形における反応速度、反応の重心位相、反応期間それぞれが理想熱発生率波形モデルのものに対して乖離している状態を示している。図中のｄ１は反応速度の乖離量を、図中のｄ２は反応の重心位相の乖離量を、図中のｄ３は反応期間の乖離量をそれぞれ示している。この図１５（ｂ）に示す実熱発生率波形では、理想熱発生率波形モデルに対して、反応速度が低く、重心位相が遅角側にずれており、反応期間が長くなっている。
　また、図１５（ｃ）は、実熱発生率波形における反応開始時期および反応の重心位相それぞれが理想熱発生率波形モデルのものに対して乖離している状態を示している。図中のｄ４は反応開始時期の乖離量を、図中のｄ５は反応の重心位相の乖離量をそれぞれ示している。この図１５（ｃ）に示す実熱発生率波形では、理想熱発生率波形モデルに対して、反応開始時期が遅角側にずれており、重心位相も遅角側にずれている。
　また、図１５（ｄ）は、実熱発生率波形における反応量が理想熱発生率波形モデルのものに対して乖離している状態を示している。
　このようにして反応開始時期、反応速度、反応量、反応期間、反応の重心位相それぞれの乖離量を求め、この乖離量が所定量（異常判定乖離量）以上となっている場合には反応形態（低温酸化反応）に異常が生じていると診断され、その上で、この乖離量が上記異常判定乖離量以上であり、且つ所定の補正可能乖離量以下である場合には上記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、図１５（ｂ）に示す波形である場合には、実熱発生率波形の反応速度を高めて理想熱発生率波形モデルの反応速度に近付けるように、燃料噴射圧力（コモンレール圧力）を高くするようサプライポンプ２１の制御を行う。また、図１５（ｃ）に示す波形である場合には、燃料の着火遅れを解消するための制御（例えばＥＧＲガス量の減量や吸気の過給率の上昇等）を行う。また、図１５（ｄ）に示す波形である場合には、燃料の増量補正等を行う。
　また、この乖離量が上記補正可能乖離量を超えている場合にはエンジン１に故障が生じていると判定し、上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、上記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。
　本変形例によれば、理想熱発生率波形モデルを使用した診断が行われるため、この理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理して理想熱発生率波形を作成するといった工程を排除することができる。このため、処理動作の簡素化を図ることができ、ＥＣＵ１００に対する処理負荷を軽減することができる。
　－他の実施形態－
　以上説明した実施形態は、自動車に搭載される直列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、上記実施形態では、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）に上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。
　また、上記実施形態では、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
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 (12)

  1. 　燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の自着火による燃焼を行う圧縮自着火式内燃機関における燃料の燃焼状態を診断する装置であって、
    　上記気筒内に噴射された燃料の複数の反応それぞれの反応速度、反応量、反応期間を気筒内環境に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形を求め、この理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が反応した際の実熱発生率波形とを上記各反応それぞれにおいて比較し、理想熱発生率波形モデルまたは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反応が存在する場合には、そ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。
  2. 　請求項１記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記燃料の複数の反応とは、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応であり、これら反応それぞれにおいて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う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。
  3. 　請求項１または２記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　各反応それぞれの反応起点として反応開始温度を設定しておき、気筒内の温度がその反応開始温度に達した時点を、その反応の開始時期として設定することを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
  4. 　請求項３記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記反応速度は、上記反応の開始時期における反応開始温度に対応した基準反応速度効率と燃料量とから算出され、
    　上記反応量は、上記反応開始温度に対応した基準反応量効率と燃料量とから算出され、
    　上記反応期間は、上記反応速度および反応量から算出されるよう構成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。
  5. 　請求項４記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記反応速度は、上記基準反応速度効率に燃料量を乗算することで得られる基準反応速度に、機関回転速度に応じた回転速度補正係数が乗算されることにより求められ、
    　上記回転速度補正係数は、「（基準回転速度／実回転速度）2」により与えられることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
  6. 　請求項１～５のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記実熱発生率波形は、筒内圧センサによって検出される気筒内圧力に基づいて得られたものであることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
  7. 　請求項１～６のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記理想熱発生率波形モデルは、上記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に近似させることで作成されたものであ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１～６のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記理想熱発生率波形は、上記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たものであ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２記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記高温酸化反応は、反応速度に応じて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分離され、これら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それぞれについて、上記理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形と上記実熱発生率波形とを比較して上記反応の異常診断を行う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。
  10. 　請求項１～９のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　燃料の反応状態を決定する条件の優先順位は、制御自由度が低いほど高く設定され、その優先順位は、気筒内温度、気筒内の酸素量、気筒内の燃料量の順であることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
  11. 　請求項１～１０のうち何れか一つに記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
    　上記理想熱発生率波形モデルまたは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、理想熱発生率波形モデルまたは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上記乖離を上記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形モデルまたは理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が上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。
  12. 　請求項１～１１のうち何れか一つに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。
PCT/JP2012/064802 2012-06-08 2012-06-08 内燃機関の燃焼状態診断装置 WO2013183163A1 (ja)

Priority Applications (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
PCT/JP2012/064802 WO2013183163A1 (ja) 2012-06-08 2012-06-08 内燃機関の燃焼状態診断装置
EP12878457.6A EP2860380B1 (en) 2012-06-08 2012-06-08 Device for diagnosing combustion states in internal combustion engines
JP2014519779A JP5716869B2 (ja) 2012-06-08 2012-06-08 内燃機関の燃焼状態診断装置

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
PCT/JP2012/064802 WO2013183163A1 (ja) 2012-06-08 2012-06-08 内燃機関の燃焼状態診断装置

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2013183163A1 true WO2013183163A1 (ja) 2013-12-12

Family

ID=49711579

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2012/064802 WO2013183163A1 (ja) 2012-06-08 2012-06-08 内燃機関の燃焼状態診断装置

Country Status (3)

Country Link
EP (1) EP2860380B1 (ja)
JP (1) JP5716869B2 (ja)
WO (1) WO2013183163A1 (ja)

Cited By (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2014240617A (ja) * 2013-06-11 2014-12-25 トヨタ自動車株式会社 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
JP2015031192A (ja) * 2013-08-01 2015-02-16 トヨタ自動車株式会社 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
WO2015162983A1 (ja) * 2014-04-22 2015-10-29 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法
EP2960475A1 (en) * 2014-06-27 2015-12-30 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha System for detecting a seal abnormality within a cylinder of an internal combustion engine
EP3064752A1 (de) * 2015-03-05 2016-09-07 Volkswagen Aktiengesellschaft Verfahren und steuervorrichtung zum ermitteln eines wirkgrössen-verlaufs
CN106232970A (zh) * 2014-04-22 2016-12-14 丰田自动车株式会社 内燃机的热产生率波形计算装置及热产生率波形计算方法
JP2017198147A (ja) * 2016-04-27 2017-11-02 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の制御装置
US10196974B2 (en) 2014-04-22 2019-02-05 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Heat generation rate waveform calculation device of internal combustion engine and method for calculating heat generation rate waveform
US11035317B2 (en) 2019-06-06 2021-06-15 Caterpillar Inc. Controlling pilot fuel injection in an engine
WO2024034223A1 (ja) * 2022-08-10 2024-02-15 株式会社日立製作所 内燃機関の診断装置及び診断方法
US20240068423A1 (en) * 2021-04-19 2024-02-29 Hitachi Astemo, Ltd. Control Device for Internal Combustion Engine

Families Citing this family (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US20180347481A1 (en) * 2015-12-02 2018-12-06 Honda Motor Co., Ltd. Control apparatus for internal combustion engine

Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2008101591A (ja) 2006-10-20 2008-05-01 Toyota Motor Corp 内燃機関の着火時期制御装置
JP2009185628A (ja) * 2008-02-04 2009-08-20 Toyota Motor Corp 内燃機関の燃料噴射制御システム
JP2012057471A (ja) * 2010-09-03 2012-03-22 Toyota Motor Corp 内燃機関の燃料制御装置

Family Cites Families (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3383874B2 (ja) * 1993-07-19 2003-03-10 克享 小西 ディーゼル機関の燃焼シミュレーション方法
JPH11236848A (ja) * 1998-02-20 1999-08-31 Toyota Motor Corp 圧縮着火式内燃機関
EP1936156B1 (fr) * 2006-12-21 2009-02-25 Delphi Technologies, Inc. Procédé de régulation d'un moteur à combustion interne
US8353196B2 (en) * 2008-09-24 2013-01-15 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Gas-mixture-nonuniformity acquisition apparatus and gas-mixture-state acquisition apparatus for internal combustion engine
WO2011008706A2 (en) * 2009-07-12 2011-01-20 Quantlogic Corporation Adaptive mixed-mode combustion methods and engines using the same

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2008101591A (ja) 2006-10-20 2008-05-01 Toyota Motor Corp 内燃機関の着火時期制御装置
JP2009185628A (ja) * 2008-02-04 2009-08-20 Toyota Motor Corp 内燃機関の燃料噴射制御システム
JP2012057471A (ja) * 2010-09-03 2012-03-22 Toyota Motor Corp 内燃機関の燃料制御装置

Cited By (23)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2014240617A (ja) * 2013-06-11 2014-12-25 トヨタ自動車株式会社 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
JP2015031192A (ja) * 2013-08-01 2015-02-16 トヨタ自動車株式会社 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
US10001058B2 (en) 2014-04-22 2018-06-19 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Heat generation rate waveform calculation device of internal combustion engine and method for calculating heat generation rate waveform
EP3135888A4 (en) * 2014-04-22 2018-01-24 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Internal combustion engine heat generation rate waveform calculation device and heat generation rate waveform calculation method
CN106232969B (zh) * 2014-04-22 2019-12-13 丰田自动车株式会社 内燃机的热产生率波形计算装置及热产生率波形计算方法
CN106232970B (zh) * 2014-04-22 2019-07-19 丰田自动车株式会社 内燃机的热产生率波形计算装置及热产生率波形计算方法
US10196974B2 (en) 2014-04-22 2019-02-05 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Heat generation rate waveform calculation device of internal combustion engine and method for calculating heat generation rate waveform
CN106232970A (zh) * 2014-04-22 2016-12-14 丰田自动车株式会社 内燃机的热产生率波形计算装置及热产生率波形计算方法
CN106232969A (zh) * 2014-04-22 2016-12-14 丰田自动车株式会社 内燃机的热产生率波形计算装置及热产生率波形计算方法
WO2015162983A1 (ja) * 2014-04-22 2015-10-29 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法
JPWO2015162983A1 (ja) * 2014-04-22 2017-04-13 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法
EP3135887A4 (en) * 2014-04-22 2018-01-24 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Internal combustion engine heat generation rate waveform calculation device and heat generation rate waveform calculation method
EP2960475A1 (en) * 2014-06-27 2015-12-30 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha System for detecting a seal abnormality within a cylinder of an internal combustion engine
US9909519B2 (en) 2014-06-27 2018-03-06 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Internal combustion engine system
RU2605484C1 (ru) * 2014-06-27 2016-12-20 Тойота Дзидося Кабусики Кайся Система двигателя внутреннего сгорания
CN105317552B (zh) * 2014-06-27 2018-10-30 丰田自动车株式会社 内燃机系统
JP2016027250A (ja) * 2014-06-27 2016-02-18 トヨタ自動車株式会社 内燃機関システム
CN105317552A (zh) * 2014-06-27 2016-02-10 丰田自动车株式会社 内燃机系统
EP3064752A1 (de) * 2015-03-05 2016-09-07 Volkswagen Aktiengesellschaft Verfahren und steuervorrichtung zum ermitteln eines wirkgrössen-verlaufs
JP2017198147A (ja) * 2016-04-27 2017-11-02 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の制御装置
US11035317B2 (en) 2019-06-06 2021-06-15 Caterpillar Inc. Controlling pilot fuel injection in an engine
US20240068423A1 (en) * 2021-04-19 2024-02-29 Hitachi Astemo, Ltd. Control Device for Internal Combustion Engine
WO2024034223A1 (ja) * 2022-08-10 2024-02-15 株式会社日立製作所 内燃機関の診断装置及び診断方法

Also Published As

Publication number Publication date
JP5716869B2 (ja) 2015-05-13
EP2860380A4 (en) 2016-01-06
EP2860380A1 (en) 2015-04-15
JPWO2013183163A1 (ja) 2016-01-28
EP2860380B1 (en) 2017-10-11

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP5716869B2 (ja) 内燃機関の燃焼状態診断装置
JP5853891B2 (ja) 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
US9593634B2 (en) Heat release rate waveform generating device and combustion state diagnostic system for internal combustion engine
JP5267745B2 (ja) 内燃機関の制御装置
JP2013224613A (ja) 内燃機関のＮＯｘ生成量推定装置およびＮＯｘセンサ故障診断装置
JP5962584B2 (ja) 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
JP6015563B2 (ja) 内燃機関の熱発生率波形作成装置及び燃焼状態診断装置
JP5949675B2 (ja) 内燃機関の熱発生率波形作成装置及び燃焼状態診断装置
JP6036562B2 (ja) 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
JP5105004B2 (ja) 内燃機関の制御装置
JP5962585B2 (ja) 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
JP5267746B2 (ja) 内燃機関の燃焼制御装置
JP5582076B2 (ja) 内燃機関の制御装置
JP2012092748A (ja) 内燃機関のＮＯｘ発生量推定装置及び制御装置
JP5983560B2 (ja) 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
JP2014202181A (ja) 内燃機関の筒内温度推定装置および熱発生率波形作成装置ならびに燃焼状態診断装置
JP2014214647A (ja) 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
JP2014202182A (ja) 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
JP5983559B2 (ja) 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
JP2013224616A (ja) 内燃機関のトルク推定装置および運転制御装置
JP5949669B2 (ja) 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
JP2013238147A (ja) 排気ガス温度推定装置及び故障診断装置
JP5962592B2 (ja) 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
JP2013224615A (ja) 内燃機関の筒内ガス量推定装置および故障診断装置
JP2013227927A (ja) 内燃機関の燃料圧力制御装置

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 12878457

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2014519779

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

REEP Request for entry into the european phase

Ref document number: 2012878457

Country of ref document: EP

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE