WO2017081931A1 - 燃焼システムの推定装置及び制御装置 - Google Patents

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WO2017081931A1
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真弥 星
篤紀 岡林
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株式会社デンソー
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Definitions

  • a technique called multistage injection in which fuel is injected into a combustion chamber a plurality of times during one combustion cycle is known.
  • the multi-stage injection includes main injection and after injection, smoke such as soot generated by the main combustion by the main injection is oxidized by the after combustion by the after injection.
  • the fuel injection rate and the injection timing are changed for the after injection so that the fuel of the after injection does not enter the combustion flame generated by the main injection. Thereby, the incomplete combustion of the fuel of after injection is suppressed.
  • the fuel of the after-injection when the penetration of the after-injection becomes longer due to the properties of the fuel, the fuel of the after-injection easily enters the combustion region by the main injection. In this case, there is a concern that incomplete combustion of the fuel in the after injection occurs and the amount of smoke generated by the after injection increases. Further, when the penetration of the after-injection is shortened due to the properties of the fuel, the combustion region by the after-injection is too far from the combustion region by the main-injection, and the smoke generated by the main combustion becomes difficult to be oxidized by the after-combustion. In this case, there is a concern that the amount of combustion by the fuel of the main injection decreases and the output of the internal combustion engine decreases.
  • the crank angle sensor 24 outputs a detection signal corresponding to the rotational speed (engine speed) of the crankshaft that is rotationally driven by the piston 13.
  • the accelerator pedal sensor 25 outputs a detection signal corresponding to the depression amount (engine load) of the accelerator pedal that is depressed by the vehicle driver.
  • combustion conditions are parameters representing the flammability of the fuel.
  • the in-cylinder pressure and the in-cylinder temperature immediately before combustion for example, values detected at time t1 when energization of the fuel injection valve 15 is started may be used.
  • the in-cylinder pressure is detected by the in-cylinder pressure sensor 21, the in-cylinder temperature is detected by the temperature detection element 21 a, the intake oxygen concentration is detected by the oxygen concentration sensor 22, and the injection pressure is detected by the rail pressure sensor 23.
  • the combustion characteristic acquisition unit 81 stores the acquired ignition delay time TD in the memory 80b in association with the parameter (combustion condition) related to the combustion.
  • the matrix on the left side of the right side has x rows and y columns, and is composed of numerical values such as a00. These numerical values are constants determined based on tests performed in advance.
  • the matrix on the right side of the right side has y rows and 1 column and is composed of y numerical values. These numerical values are the ignition delay time TD acquired by the combustion characteristic acquisition unit 81.
  • the numerical value in the first row and first column is the ignition delay time TD (i) acquired under the combustion condition i consisting of a predetermined combination of parameters
  • the numerical value in the second row and first column is when the combustion condition is j.
  • the obtained ignition delay time TD (j) In the combustion condition i and the combustion condition j, all parameters are set to different values.
  • each of the symbols P (i), T (i), O2 (i), and Pc (i) in FIG. 3 indicates the in-cylinder pressure, the in-cylinder temperature, the intake oxygen concentration, and the injection pressure according to the combustion condition i.
  • P (j), T (j), O2 (j), and Pc (j) indicate parameters related to the combustion condition j.
  • Three solid lines (1), (2) and (3) in the figure are characteristic lines showing the relationship between the in-cylinder oxygen concentration and the ignition delay time TD.
  • this characteristic line differs depending on the fuel. Strictly speaking, it depends on the mixing ratio of each molecular structural species contained in the fuel. Therefore, if the ignition delay time TD when the in-cylinder oxygen concentration is O2 (i) is detected, it can be inferred which molecular structural species it is. In particular, if the ignition delay time TD is compared between the case where the in-cylinder oxygen concentration is O2 (i) and the case where it is O2 (j), the mixing ratio can be estimated with higher accuracy.
  • Three solid lines (1), (2) and (3) in the figure are characteristic lines showing the relationship between the in-cylinder temperature and the ignition delay time TD.
  • this characteristic line differs depending on the fuel. Strictly speaking, it depends on the mixing ratio of each molecular structural species contained in the fuel. Therefore, if the ignition delay time TD when the in-cylinder temperature is B1 is detected, it can be inferred which molecular structural species it is. In particular, if the ignition delay time TD is compared between the case where the in-cylinder temperature is T (i) and the case where the cylinder temperature is T (j), the mixing ratio can be estimated with higher accuracy.
  • the ignition delay time TD (i) shown in FIG. 3 represents the ignition delay time TD acquired when the P (i), T (i), O2 (i), and Pc (i) regions are combined.
  • the ignition delay time TD (j) represents the ignition delay time TD obtained when the P (j), T (j), O2 (j), and Pc (j) regions are combined.
  • Reset the mixing amount value For example, when the operation of the internal combustion engine 10 is stopped, the reset is performed when an increase in the remaining amount of fuel is detected by a sensor that detects the remaining amount of fuel in the fuel tank.
  • the combustion characteristic acquisition unit 81 calculates the mixing amount for each molecular structural species by substituting the ignition delay time TD into the determinant of FIG.
  • the number of columns of the matrix representing the constant is changed according to the number of samplings, that is, the number of rows of the matrix on the right side of the determinant.
  • a preset nominal value is substituted into the matrix of the ignition delay time TD. Based on the calculated mixing amount for each molecular structural species, the mixing ratio for each molecular structural species is calculated.
  • the microcomputer 80a also functions as the injection control unit 83, the fuel pressure control unit 84, the EGR control unit 85, the supercharging pressure control unit 86, and the intake manifold temperature control unit 87.
  • These control means set a target value based on the engine speed, the engine load, the engine coolant temperature, and the like, and perform feedback control so that the control target becomes the target value. Alternatively, open control is performed with contents corresponding to the target value.
  • the injection control unit 83 controls the injection start timing, the injection amount, and the number of injection stages (injection control) by setting the pulse signal of FIG. 2 so that the injection start timing, the injection amount, and the injection stage number become target values.
  • the number of injection stages is the number of injections related to the multistage injection described above. Specifically, the on-time (energization time) and pulse-on rising time (energization start time) of the pulse signal corresponding to the target value are stored in advance on the map. Then, the energization time and energization start time corresponding to the target value are acquired from the map, and the pulse signal is set.
  • the fuel pressure control unit 84 controls the operation of a metering valve that controls the flow rate of the fuel sucked into the fuel pump 15p. Specifically, the operation of the metering valve is feedback-controlled based on the deviation between the actual rail pressure detected by the rail pressure sensor 23 and the target pressure Ptrg (target value). As a result, the amount of discharge per unit time by the fuel pump 15p is controlled, and control (fuel pressure control) is performed so that the actual rail pressure becomes the target value.
  • step S101 of FIG. 7 the mixing ratio (actual mixing ratio) estimated by the mixing ratio estimation unit 82 is acquired. That is, the mixing ratio for each of the molecular structural species shown on the left side of FIG. 3 is acquired.
  • the reference value of the mixing ratio (reference mixing ratio) for each molecular structural species is preset and stored in the memory 80b. These reference mixing ratios are set in view of the fuel distributed in the country or region where the vehicle is used. Note that step S101 corresponds to the mixture acquisition unit. In the subsequent step S102, the reference mixture ratio is read from the memory 80b and acquired.
  • the injection conditions for fuel injection are acquired for main injection and after injection.
  • the injection condition include a rail pressure that is a fuel pressure in the common rail 15c, a target injection amount that is a target value of the injection amount, an energization period to the fuel injection valve 15, a needle lift amount of the fuel injection valve 15, and the like.
  • the rail pressure is an injection pressure under combustion conditions.
  • step S105 main estimation processing for main injection is performed.
  • the main estimation process in step S105 will be described with reference to the flowchart in FIG.
  • the combustion of the fuel by the main injection is referred to as main combustion, and the state is referred to as the main combustion state.
  • the main combustion state will be different if the mixing ratio of the molecular structural species contained in the fuel is different.
  • the combustion chamber 11a when smoke including soot is generated by main combustion, the exhaust emission tends to deteriorate as the amount of smoke generated increases. Further, when the amount of smoke generated is large, the fuel is not sufficiently burned, and the output of the internal combustion engine 10 tends to decrease. In addition, when smoke is generated by combustion accompanying pilot injection, the smoke may remain after main combustion.
  • the injection state of the main injection is estimated based on the actual mixing ratio of the molecular structural species acquired in step S101.
  • There are four injection parameters indicating the injection state of the main injection that is, the injection amount, the lower heating value, the penetration, and the diffusion state.
  • the values of the injection parameters corresponding to the in-cylinder environment for the main injection are acquired in advance by a test or the like, and these acquired data are stored as reference data in the memory 80b. Yes.
  • the value of each injection parameter is estimated by comparing with reference data regarding main injection.
  • step S202 the lower heating value of the fuel is estimated based on the actual mixing ratio.
  • the average carbon number and average hydrogen number of the fuel are estimated based on the actual mixing ratio, and a predetermined function f2 () is used for these average carbon number and average hydrogen number.
  • the lower heating value is estimated.
  • the average carbon number and the average hydrogen number are determined by the fuel characteristics that are chemically affected.
  • an estimation model or a map may be used instead of the function f2 ().
  • Step S202 corresponds to the main heat generation amount estimation unit.
  • step S203 fuel penetration by main injection is estimated based on the actual mixing ratio.
  • the penetration is a penetrating force that indicates the force by which the fuel injected from the fuel injection valve 15 goes straight through the combustion chamber 11a.
  • the penetration tends to decrease as the amount of evaporation in the combustion chamber 11a increases. Therefore, the fuel penetration is estimated by estimating the volatility of the fuel based on a plurality of distillation properties.
  • Step S203 corresponds to the main penetration force estimation unit.
  • the distillation property T50 at which 50% evaporates is the same between the reference fuel and the actual fuel.
  • the distillation properties T10 and T90 may differ between the reference fuel and the actual fuel. In this case, the estimation accuracy is improved by estimating the fuel penetration based on a plurality of distillation properties.
  • the momentum increases as the mass of the particles increases, and the penetration tends to increase.
  • the higher the kinematic viscosity and the less the fuel becomes finer the higher the density and the larger the mass of the particles.
  • the higher the volatility the more the particles lose mass and the less momentum.
  • a fuel having a low temperature from the initial boiling point to T50 of the distillation property is relatively easy to vaporize and the penetration tends to be small.
  • step S203 the fuel characteristics including density, kinematic viscosity and a plurality of distillation properties, the in-cylinder environment including in-cylinder temperature and in-cylinder flow velocity, and the injection amount estimated in step S201 ,
  • the penetration depends on the in-cylinder environmental condition and the injection condition, and can be estimated by a mathematical expression as shown in FIG. In this numerical formula, penetrations P1, P2, P3... According to the in-cylinder environmental conditions and the injection conditions are estimated based on predetermined constant b and fuel characteristics such as kinematic viscosity.
  • the constant b is x rows and y columns, and is a matrix having numerical values b00... BXY, for example.
  • distillation properties are estimated based on the actual mixing ratio contained in the fuel. For this reason, in addition to general properties such as density, kinematic viscosity and distillation properties, the fuel characteristics include elements of the actual mixing ratio.
  • step S204 the diffusion state of the fuel injected by the main injection is estimated based on the actual mixing ratio.
  • the diffusion state is a degree of diffusion indicating how much the injected fuel diffuses.
  • the injected fuel is more easily diffused as the amount of evaporation in the combustion chamber 11a increases. Therefore, as in the case of penetration, the diffusion state of the fuel is estimated by estimating the volatility of combustion based on a plurality of distillation properties.
  • Step S204 corresponds to the main diffusion estimation unit.
  • the diffusion state depends on the in-cylinder environmental condition and the injection condition, and can be estimated by a mathematical expression as shown in FIG. In this mathematical formula, the diffusion states D1, D2, D3... According to the in-cylinder environmental conditions and the injection conditions are estimated based on predetermined constant c and fuel characteristics such as kinematic viscosity.
  • the constant c is x rows and y columns, and is a matrix having a numerical value of c00... CXY, for example.
  • diffusion state can be calculated using a well-known mathematical expression indicating the spray momentum theory.
  • the main combustion state is estimated using the injection parameters estimated in steps S201 to S204.
  • combustion parameters indicating the combustion state, that is, a combustion amount and a combustion region.
  • the reference fuel the values of the respective combustion parameters corresponding to the in-cylinder environment with respect to the main injection are acquired in advance by a test or the like, and these acquired data are stored as reference data in the memory 80b in the same manner as the injection parameters. ing.
  • the value of each combustion parameter is estimated by comparing with reference data regarding main injection.
  • step S206 a combustion region by main injection is estimated.
  • the combustion region is a position or a range where combustion by the fuel has occurred, and three of the injection parameters, penetration, and diffusion state are used for estimation of the combustion region.
  • the combustion region is estimated by using a predetermined function, map, model, or the like for the injection amount, penetration, and diffusion state.
  • Step S206 corresponds to the main area estimation unit. Further, the combustion region of the main combustion is referred to as a main combustion region.
  • step S207 a fuel coordinate system is set as a coordinate system indicating the position of the fuel injected from the fuel injection valve 15 based on the actual mixing ratio.
  • step S207 corresponds to the coordinate setting unit.
  • the upper end surface 13a of the piston 13 is provided with a cavity 13b as a recess.
  • the combustion chamber 11 a is formed including the internal space of the cavity 13 b, and the fuel injection valve 15 is disposed at the center position in the width direction of the piston 13.
  • the distance between the center line O of the fuel injection valve 15 and the inner peripheral surface of the cylinder 19 is approximately 1 ⁇ 2 of the bore radius of the piston 13.
  • the fuel coordinate system has a traveling axis N extending in the traveling direction of the fuel injected from the fuel injection valve 15.
  • the fuel injected from the fuel injection valve 15 becomes a mist-like spray body in the combustion chamber 11a, and the travel axis N is set at a position where the front end portion of the spray body passes in the direction in which the spray body travels. ing.
  • the ignition delay is less likely to occur due to the sufficiently high in-cylinder temperature.
  • the main spray body F almost the whole main spray body F forms the main combustion region, and the main combustion region is estimated by determining the shape and position of the main spray body F. Will be estimated.
  • the traveling axis N is set based on the injection amount, the lower heating value, the penetration, and the diffusion state.
  • the kinematic viscosity, density, etc. of the fuel are likely to depend on the in-cylinder environment, and the degree of dependence depends on the actual mixing ratio. For this reason, acquiring the kinematic viscosity and density in the combustion chamber 11a based on the actual mixing ratio and setting the advancing axis N in consideration of this acquisition result can change the behavior of the main spray body F and the after spray body G.
  • the traveling axis N is set in consideration.
  • the traveling axis N has a linear shaft portion N1 extending from the center line O of the fuel injection valve 15 along the axis of the injection hole, and a curved shaft portion N2 bent along the inner peripheral surface of the cavity 13b. .
  • the piston 13 exists in the vicinity of the top dead center TDC, and the linear shaft portion N1 extends toward the inner peripheral surface of the cavity 13b.
  • the curved shaft portion N2 is spaced inward from the inner peripheral surface of the cavity 13b.
  • the traveling shaft N has a shape in which the linear shaft portion N1 moves away from the fuel injection valve 15 and the curved shaft portion N2 approaches the fuel injection valve 15.
  • the main spray body F When fuel is injected by main injection, the main spray body F advances in a direction away from the fuel injection valve 15 along the linear shaft portion N1, and then rebounds on the inner peripheral surface of the cavity 13b. It returns to the direction which approaches the fuel injection valve 15 along N2 (refer FIG. 21, FIG. 22).
  • the behavior of the main spray body F is influenced by the shape of the inner peripheral surface of the cavity 13b, the in-cylinder flow velocity, the injection pressure, the injection amount, and the like.
  • the behavior of the main spray body F and the after spray body G varies depending on the actual mixing ratio as well as the shape of the cavity 13b and the in-cylinder environment.
  • the momentum of the fuel after being injected from the fuel injection valve 15 increases as the fuel has a higher kinematic viscosity or density.
  • the diffusion range of the main spray body Fa that reaches the inner peripheral surface of the cavity 13b tends to increase, and the front end portions of the main spray body F and the after spray body G easily approach the inner peripheral surface of the cavity 13b.
  • the traveling axis N in this case is referred to as a traveling axis Na
  • the traveling axis Na is arranged closer to the inner peripheral surface of the cavity 13b than the traveling axis N.
  • the traveling axis N for the fuel having a small momentum is referred to as a traveling axis Nb
  • the traveling axis Nb is disposed at a position farther from the inner peripheral surface of the cavity 13b than the traveling axis N.
  • step S207 the traveling axis N is set in a path assumed to pass through the front end of the main spray body Fa in consideration of the behavior of the main spray body Fa according to the shape of the cavity 13b.
  • step S208 the representative position F1 of the main spray body Fa is acquired.
  • the front end of the main spray body Fa existing on the travel axis N in the direction in which the main spray body Fa travels is defined as the representative position F1.
  • the front end portion of the main spray body Fa exists on the traveling axis N, the front end portion becomes the representative position F1.
  • Step S208 corresponds to the main position acquisition unit.
  • step S209 the amount of smoke existing after the main combustion is estimated.
  • four injection parameters are used for the main injection, namely, the injection amount, the lower heating value, the penetration, and the diffusion state.
  • the combustion region is estimated by using a predetermined function, map, model or the like for the injection amount, the lower heating value, the penetration, and the diffusion state.
  • the smoke amount estimated in this process may include the smoke amount generated with pilot injection.
  • the smoke amount is estimated based on the injection amount, the lower heating value, the penetration, and the diffusion state.
  • step S ⁇ b> 106 the after estimation process for after injection is performed.
  • the after estimation process will be described with reference to FIG.
  • the combustion of the fuel by the after injection is referred to as after combustion
  • the state is referred to as the after combustion state.
  • the fuel properties for example, cetane number
  • the mixing ratio of the molecular structural species contained in the fuel is different, the after combustion state will be different.
  • the after-injection injection state is estimated based on the actual mixing ratio.
  • the injection parameters indicating the injection state of the after injection there are four injection parameters, the lower heating value, the penetration, and the diffusion state, as in the injection parameter of the main injection.
  • the value of each injection parameter corresponding to the in-cylinder environment for the after injection is acquired in advance by a test or the like, and these acquired data are stored in the memory 80b as reference data. It is remembered.
  • the value of each injection parameter is estimated by comparing with reference data regarding after-injection.
  • Each injection parameter for the actual fuel may be estimated based on the amount of deviation from each injection parameter for the reference fuel, or may be estimated by directly calculating the absolute value from the actual mixing ratio. .
  • each injection parameter for the after injection is estimated in the same manner as the estimation process for each injection parameter for the main injection in steps S201 to S204.
  • step S301 corresponds to an after injection amount estimation unit
  • step S302 corresponds to an after heat generation amount estimation unit
  • step S303 corresponds to an after penetration force estimation unit
  • step S304 corresponds to an after diffusion estimation unit.
  • the after-combustion state is estimated using the injection parameters estimated in steps S301 to S304.
  • the combustion parameters indicating the combustion state there are two types of combustion parameters, that is, the combustion amount and the combustion region, similarly to the combustion parameters of the main combustion.
  • values of each combustion parameter corresponding to the in-cylinder environment regarding after-injection are acquired in advance by a test or the like, and these acquired data are stored as reference data in the memory 80b in the same manner as the injection parameters. ing.
  • the value of each combustion parameter is estimated by comparing with reference data regarding after-injection.
  • Each combustion parameter for the actual fuel may be estimated based on a deviation amount from each combustion parameter for the reference fuel, or may be estimated by directly calculating an absolute value from the actual mixing ratio. .
  • step S305 corresponds to the after-burning amount estimation unit
  • step S306 corresponds to the after-region estimation unit.
  • the combustion amount of the after combustion is referred to as an after combustion amount
  • the combustion region is referred to as an after combustion region.
  • the spray body by after-injection is called the after-spray body G
  • almost the entire after-spray body G forms an after-combustion region
  • the shape and position of the after-spray body F can be estimated by estimating the after-combustion region. Will be estimated.
  • step S307 the representative position G1 of the after spray body G is acquired.
  • the front end of the after spray body G existing on the traveling axis N is set as the representative position G1.
  • the front end part of the after spray body G exists on the advancing axis N, the front end part becomes the representative position G1.
  • step S307 corresponds to the after-position acquisition unit.
  • step S107 corresponds to a position acquisition unit that acquires the positional relationship between the main combustion region and the after combustion region, and a distance acquisition unit that acquires the separation distance between the representative positions F1 and G1.
  • the main spray body Fa and the after spray body Ga are present at the respective timings ta and tb after a predetermined time ⁇ t has elapsed from the end of energization of the fuel injection valve 15 for each of the main injection and the after injection.
  • the main spray body Fa exists as shown in FIG. 18, and at time tb, the after spray body Ga exists as shown in FIG.
  • the timing tb is later than the timing ta (see FIG. 23), the timing ta corresponds to the first timing, and the timing tb corresponds to the second timing.
  • the separation distance between the representative position F1 of the main spray body Fa and the representative position G1 of the after spray body Ga on the traveling axis N is defined as a combustion distance L1.
  • the combustion distance L1 indicates a separation distance between the main combustion region and the after combustion region.
  • step S108 it is determined whether the combustion distance L1 of the actual fuel is appropriate.
  • combustion distance data corresponding to the in-cylinder environment is acquired in advance by a test or the like, and this data is stored in the memory 80b.
  • the reference fuel combustion distance is read from the memory 80b, and the "deviation" between the reference fuel combustion distance and the actual fuel combustion distance L1 is calculated as a difference, and it is determined whether or not this difference is smaller than the reference distance. To do. If the difference is not smaller than the reference distance, it is determined that the actual fuel combustion distance L1 is not appropriate, and the process proceeds to step S109.
  • step S109 afterburning region adjustment processing is performed so that the difference in the combustion distance L1 is smaller than the reference distance.
  • the representative position G1 of the after spray body Ga of actual fuel is closer to the representative position F1 of the main spray body Fa than the representative position G1 of the reference fuel
  • the representative position G1 is separated from the representative position F1 on the traveling axis N.
  • an approach process for bringing the representative position G1 closer to the representative position F1 is performed.
  • the separation process includes a process of reducing the injection pressure in order to bring the representative position G1 of the after spray body Fb closer to the fuel injection valve 15 and a process of shifting the after injection timing to the TDC side.
  • Examples of the approaching process include a process of increasing the injection pressure to move the representative position G1 of the after spray body Fb away from the fuel injection valve 15 and a process of shifting the after injection timing to the BDC side.
  • a target value for making the difference in the combustion distance L smaller than the reference distance is set based on the actual mixing ratio.
  • the provisional target value is acquired based on the reference mixing ratio, and the provisional target value is corrected using the actual mixing ratio to calculate the target value.
  • the provisional target value of the injection pressure is acquired based on the difference in the combustion distance using the reference mixing ratio, and the provisional target value is corrected using the actual mixing ratio. To calculate a target value. As a result, the fact that the injection amount is insufficient due to the actual mixing ratio is suppressed despite the processing for increasing the injection pressure.
  • the oxidation of the smoke by the after combustion will be described with reference to FIGS.
  • the fuel that has formed the main spray body Fa progresses along the passage of time.
  • the main spray body Fb exists by moving along N.
  • the combustion distance L2 is larger than the combustion distance L1.
  • each fuel that has formed the main spray body Fb and the after spray body Ga moves along the travel axis N.
  • the main spray body Fc and the after spray body Gb are formed.
  • the after-spray body Ga forms a combustion region, so that the in-cylinder temperature rises and the smoke contained in the main spray body Fc is easily oxidized.
  • the heat generation rate increases, and the in-cylinder temperature increases with the execution of each injection.
  • the representative position F1 of the main spray body F and the representative position G1 of the after spray body G advance along the traveling axis N with the passage of time.
  • step S110 the combustion amount of the reference fuel is read from the memory 80b, and the “deviation” between the combustion amount of the reference fuel and the combustion amount of the actual fuel is calculated as a difference, and this difference is determined in advance. It is determined whether it is smaller than the reference amount.
  • the difference in this case is the absolute value of the difference between the combustion amount of the reference fuel and the combustion amount of the actual fuel.
  • the target value of the combustion amount by after-injection is set according to the smoke amount after the main combustion estimated in step S209, and the determination criterion for the difference is set according to the target value of the combustion amount.
  • the target value of the combustion amount is set to a larger value as the smoke amount increases.
  • the difference reference amount is set to a predetermined rate of the target value, the difference reference amount is set to a larger value as the target value is larger.
  • pilot injection performed while the in-cylinder temperature is rising pilot injection performed while the in-cylinder temperature is rising
  • main injection, after-injection, and post-injection performed while the in-cylinder temperature is decreasing are performed in this order.
  • the in-cylinder oxygen concentration has the largest timing at which pilot injection is performed, decreases in the order of main injection and after injection, and has the minimum timing at which post injection is performed.
  • OH radicals are generated as fuel is injected, so that chemical combustion is started by oxidation of combustible molecules such as ketones and aldehydes.
  • Reactions that generate OH radicals include a decomposition reaction in which hydrogen peroxide H 2 O 2 generated from an inactive HO 2 radical and an alkene is decomposed into OH radicals, oxygen is added to the hydrocarbon, and flammable molecules are
  • a chain branching reaction that repeats generation and consumption of OH radicals in the process of generation.
  • the chain branching reaction the amount of OH radicals produced and consumed are almost the same, and estimating the component that contributes to OH radicals is synonymous with estimating the amount of combustible molecules produced.
  • Each molecular structural species of the fuel includes a generated molecule that easily generates OH radicals in the course of the chain branching reaction and an inhibitor molecule that does not easily generate OH radicals.
  • the generated molecules include straight-chain paraffins, and the inhibitor molecules include aromatics.
  • the ease of ignition differs depending on the density distribution between the generated molecules and the inhibitor molecules in any case, not only in the chain branching reaction.
  • the ignition timing changes according to the generation state of OH radicals and the fluid disturbance inside and outside the spray.
  • the density distribution of the generated molecule and the inhibitor molecule affects the generation position along the time series of the OH radical distribution generated by the chain branching reaction, and the generation mode of the chain branching reaction is correlated with the fuel component. It can be said that.
  • the ease of ignition associated with fuel injection varies depending on which temperature range the in-cylinder temperature is at. As shown in FIG. 25, in the low temperature range where the in-cylinder temperature is 900K or less, H 2 O 2 is hardly decomposed, and the amount of OH radicals generated by the decomposition reaction of H 2 O 2 is very small.
  • a chain branching reaction is likely to occur due to a component that can extract hydrogen by intramolecular isomerization and have a low strain energy, and the amount of OH radicals involved in this chain branching reaction is compared. It is becoming more and more popular. In this case, a chain branching reaction is likely to occur due to the presence of many generated molecules, and the decomposition reaction of H 2 O 2 is unlikely to occur.
  • the inventors have obtained the knowledge that the dependence of the ignition timing on the fuel component is high in the low temperature range where the pilot injection is performed.
  • OH radical generation and ⁇ -cleavage accompanying H 2 O 2 decomposition at high temperature may be forced on combustible molecules such as ketones and aldehydes having 1 to 3 carbon atoms (C1 to C3).
  • ignition delay is likely to occur.
  • H 2 O 2 is easily decomposed, but the amount of OH radicals generated by the decomposition reaction of H 2 O 2 increases rapidly as the temperature rises. Not done.
  • the amount of OH radicals generated by the decomposition reaction of H 2 O 2 is larger than that of OH radicals generated by a chain branching reaction with fuel components.
  • the number of molecules having 1 to 3 carbon atoms increases before the formation of a structure having a small strain energy at which the chain branching reaction occurs, and the chain branching reaction gradually decreases.
  • the inventors have determined that the ignition timing in the intermediate temperature range where the post-injection is performed, the ignition delay depending on the generated molecules as the fuel component causing the chain branching reaction, and the fuel such as generated molecules. It was found that it is necessary to consider the ignition delay due to the decomposition reaction of H 2 O 2 having no sensitivity to the components. For this reason, in the intermediate temperature range, the dependence of the ignition timing on the fuel component is lower than in the low temperature range where pilot injection is performed, and depending on the actual mixing ratio, the post injection is less likely to cause an ignition delay than the pilot injection. Become.
  • the main combustion region and the after combustion region of the actual fuel are estimated individually based on the actual mixing ratio. For this reason, even if the main combustion region and the after combustion region have different effects from the actual mixing ratio due to the difference in the in-cylinder environment and the like between the main injection and the after injection, these combustion regions The relative positional relationship can be properly managed. In this case, the main combustion region and the after-combustion region are close to each other, resulting in incomplete combustion resulting in an increased amount of smoke, and the fact that these combustion regions are far from each other, the oxidation of smoke due to after-combustion. It can suppress that a rate falls. Therefore, even if any of the fuels having various properties is used, the exhaust emission and the output of the internal combustion engine 10 can be optimized by the after injection.
  • the main combustion state and the after combustion state are estimated using four injection parameters of the injection amount, the lower heating value, the penetration, and the diffusion state.
  • the dependence of the estimation result on the function, map, or model is reduced. It is possible to reduce the difficulty of creating functions, maps, and models. For this reason, the estimation accuracy of the main combustion state and the after combustion state can be increased.
  • the adjustment process of the after-burning region and the after-burning amount is performed based on the actual mixing ratio. It is possible to suppress the occurrence of a situation where the reference distance or the reference amount is not included. For this reason, in the configuration in which the estimation accuracy of the combustion amount and the combustion region for the main injection and the after injection is increased by using the actual mixing ratio, the high estimation accuracy can be effectively utilized for control of the internal combustion engine 10.
  • the traveling axis N is set as the coordinate axis of the fuel coordinate system based on the actual mixing ratio, the representative position is compared with the configuration in which one coordinate axis is set regardless of the actual mixing ratio.
  • the acquisition accuracy of F1 and G1 can be increased.
  • the traveling axis N is set so that the front ends of the main spray body F and the after spray body G are representative positions F1 and G1, respectively. This is because F and the after spray body G can be made substantially the same.
  • the relative positional relationship between the main combustion region and the after combustion region is quantified. can do. Therefore, it is possible to reduce the processing burden in managing the positional relationship between these combustion regions.
  • the representative position F1 of the main spray body Fa and the representative value G1 of the after spray body Ga are acquired at timings ta and tb after a predetermined time ⁇ t has elapsed from the main injection and after injection.
  • the acquisition accuracy can be improved.
  • the main spray body Fb at the timing tb is greatly affected by the in-cylinder environment such as the in-cylinder flow velocity. The acquisition accuracy of the representative position F1 of the body Fb tends to decrease.
  • the representative positions F1 and G1 are acquired using the respective combustion regions for the main injection and the after injection.
  • the representative positions F1 and G1 are obtained from the respective penetration and diffusion. Obtained using state.
  • the after-control processing of the present embodiment will be described with reference to the flowcharts of FIGS.
  • steps S401 to S406 the same processing as in steps S101 to S106 of the first embodiment is performed. However, in the main estimation process in step S405 and the after-estimation process in step S406, the two combustion parameters of the combustion amount and the combustion region are not estimated. Note that step S401 corresponds to the mixture acquisition unit.
  • step S502 corresponds to a penetrating force estimation unit that estimates the penetration of the main injection.
  • step S604 the position and shape of the after spray body G are estimated based on the injection amount, penetration, and diffusion state of the after injection.
  • the after spray body G is estimated by using a predetermined function, map, model, or the like for the injection amount, penetration, and diffusion state.
  • the shape and position of the after spray body G at least at timings tb and tc are estimated.
  • the after spray body G may be estimated by using at least one of the injection amount, the penetration, and the diffusion state.
  • Step S605 corresponds to an after position acquisition unit that acquires the representative position G1 of the after spray body G.
  • step S407 the difference between the penetration of the main injection and the penetration of the after injection is acquired as a penetration reduction amount based on the main injection.
  • step S408 it is determined whether or not the penetration reduction amount is appropriate.
  • the data of the penetration reduction amount corresponding to the in-cylinder environment is acquired in advance by a test or the like, and this data is stored in the memory 80b.
  • the amount of decrease in the reference fuel penetration is read from the memory 80b, and the difference between the amount of decrease in the reference fuel penetration and the amount of decrease in the actual fuel penetration is calculated as a difference, and whether or not the difference is smaller than the reference amount. Determine. If the difference is not smaller than the reference amount, it is determined that the penetration reduction amount of the actual fuel is not appropriate, and the process proceeds to step S409.
  • step S409 adjustment processing is performed for the penetration of after injection so that the difference in the penetration reduction amount becomes smaller than the reference amount.
  • the penetration reduction amount of the actual fuel is larger than the penetration reduction amount of the reference fuel
  • processing for decreasing the injection amount processing for increasing the number of fuel injection stages, processing for decreasing the injection pressure, and the like are performed.
  • after-injection fuel is less likely to enter the main combustion region, and after-injection fuel is prevented from falling into incomplete combustion, so that exhaust emission is optimized.
  • the penetration reduction amount of the actual fuel is smaller than the penetration reduction amount of the reference fuel
  • processing for increasing the injection amount, processing for decreasing the number of fuel injection stages, processing for increasing the injection pressure, and the like are performed.
  • the fuel of after-injection is likely to approach the main combustion region and the oxidation of smoke generated by the main combustion is promoted, so that the output of the internal combustion engine 10 is appropriately increased.
  • the penetration of the main injection and the penetration of the after injection are estimated based on the actual mixing ratio. For this reason, even if the main injection and the after injection have different effects on the actual mixing ratio due to the difference in the in-cylinder environment between the main injection and the after injection, the relative of these penetrations Manage relationships properly.
  • the mixing ratio estimation unit 82 does not estimate the mixing ratio of molecular structural species based on a plurality of combustion characteristic values, but detects the general properties of the fuel with a sensor, and the mixing ratio based on the detection result May be estimated.
  • Specific examples of the general properties include fuel density, kinematic viscosity, distillation temperature, and the like.
  • the mixing ratio may be estimated based on both the estimation result by the mixing ratio estimation unit 82 and the detection result of the sensor. For example, the mixing ratio estimated based on one of the estimation result and the detection result may be corrected based on the other. Moreover, you may estimate by a different method according to molecular structural species. For example, the mixing ratio of the first molecular structural species is estimated based on the estimation result by the mixing ratio estimation unit 82, and the mixing ratio of the second molecular structural species is estimated based on the detection result of the sensor. .
  • the mixing ratio of components such as hydrogen, carbon, sulfur, nitrogen, and oxygen included in the fuel may be estimated instead of estimating the mixing ratio of the molecular structural species included in the fuel.
  • the average carbon number, the average hydrogen number, the HC ratio that is the ratio between the hydrogen number and the carbon number, and the like can be cited as the mixing ratio for hydrogen and carbon.
  • an injection parameter such as an injection amount and a combustion parameter such as a combustion amount are estimated based on the mixing ratio of various components. In this case, even if the components contained in the actual fuel are different or the mixing ratios of the components are different, the combustion state by the current main injection and after injection can be properly estimated.
  • the fuel component such as the average carbon number can also be referred to as an intermediate parameter.
  • the adjustment process in step S109 in the first embodiment and the adjustment process in step 409 in the second embodiment are not performed based on the actual mixing ratio, and are not related to the actual mixing ratio. It may be done.
  • the target injection pressure or the like is related to the actual mixing ratio in order to adjust the combustion region in step S109. It is assumed that there are no settings.
  • a combustion parameter such as a combustion amount may be estimated using at least one of four injection parameters such as an injection amount.
  • the combustion region is estimated using only penetration. Even in this case, a certain degree of estimation accuracy can be ensured in estimating the combustion region due to the correlation between the four injection parameters.
  • the higher heating value may be used as the injection parameter.
  • a heat generation amount including both a low heat generation amount and a high heat generation amount may be used as the injection parameter.
  • the combustion parameter such as the combustion amount may be estimated without using the injection parameter such as the injection amount.
  • the combustion amount is not estimated based on the injection parameter, but is estimated based on the detection signal of the in-cylinder pressure sensor 21 and the actual mixing ratio. Even in this case, the actual fuel mixing ratio can be reflected in the estimation of the combustion amount.
  • the ignition delay characteristic may be estimated as an injection parameter in the main estimation process or the after-estimation process.
  • the ignition delay characteristic is a characteristic indicating the ease of ignition.
  • the ignition delay characteristic is expressed by the time required for starting the ignition of fuel.
  • the state in which the in-cylinder environment promotes ignition include a state in which the in-cylinder temperature and the in-cylinder pressure are sufficiently high for the occurrence of ignition.
  • the combustion amount may be estimated based on the penetration rate, the diffusion state, and the ignition delay specification.
  • the fuel injection region may be estimated based on the actual mixing ratio for each of the main injection and the after injection.
  • the penetration and the diffusion state are estimated for each of the main injection and the after injection, and the injection region is estimated based on the penetration and the diffusion state.
  • the “deviation” between the injection region of the actual fuel and the injection region of the reference fuel is calculated as a difference, and an adjustment process for adjusting the injection region based on this difference is performed.
  • the front end portions of the spray bodies F and G are not set as the representative positions F1 and G1, but the intermediate position and the rear end portion of the spray bodies F and G are set as the representative positions F1 and G1. Also good.
  • the center positions of the spray bodies F and G are set as the representative positions F1 and G1 in the width direction.
  • the central positions of the spray bodies F and G in the width direction are considered to be easily changed depending on the actual mixing ratio and the in-cylinder environment.
  • the traveling axis N is set based on the actual mixing ratio, so that the estimation accuracy of the representative positions F1 and G1 is increased. Can be kept appropriate.
  • the fuel coordinate system may be set regardless of the actual mixing ratio.
  • the traveling axis N is set based on the extending direction of the nozzle hole and the shape of the inner peripheral surface of the cavity 13b.
  • the positions of the front end portions of the spray bodies F and G are unlikely to change even if the actual mixing ratio or the in-cylinder environment changes.
  • the acquisition accuracy of the representative positions F1 and G1 is obtained even if the traveling axis N is set regardless of the actual mixing ratio. Is less likely to drop.
  • the representative positions F1, G1 may be set to different positions for the spray bodies F, G.
  • the front end is the representative position F1
  • the rear end is the representative position G1.
  • the positional relationship between the spray bodies F and G can be acquired by calculating the separation distance between the representative positions F1 and G1.

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Abstract

内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された推定装置（８０）は、混合取得部（Ｓ１０１，Ｓ４０１）と、メイン領域推定部（Ｓ２０６）と、アフター領域推定部（Ｓ３０７）と、を備える。混合取得部（Ｓ１０１，Ｓ４０１）は、内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する。メイン領域推定部（Ｓ２０６）は、燃料がメイン噴射により内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射されることで発生するメイン燃焼について、燃料の燃焼領域をメイン燃焼領域として、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する。アフター領域推定部（Ｓ３０７）は、１燃焼サイクル中のメイン噴射の後において、燃料がアフター噴射により燃焼室に噴射されることで発生するアフター燃焼について、燃料の噴射領域をアフター燃焼領域として、混合割合に基づいて推定する。

Description

燃焼システムの推定装置及び制御装置 関連出願の相互参照
　本出願は、２０１５年１１月１２日に出願された日本出願番号２０１５－２２２３１３号に基づくもので、ここにその記載内容を援用する。
　本開示は、燃焼システムでの燃料噴射について推定を行う推定装置、及び燃焼システムの制御を行う制御装置に関する。
　従来より、内燃機関を有する燃焼システムにおいて、燃焼室に対して１燃焼サイクル中に燃料を複数回噴射する多段噴射という技術が知られている。多段噴射にメイン噴射及びアフター噴射が含まれている場合、メイン噴射によるメイン燃焼により発生したＳｏｏｔ等のスモークが、アフター噴射によるアフター燃焼により酸化される。例えば特許文献１では、メイン噴射により発生した燃焼の火炎にアフター噴射の燃料が突入しないように、アフター噴射について燃料の噴射率や噴射時期が変更される。これにより、アフター噴射の燃料の不完全燃焼が抑制される。
特開２０１２－２４１６３８号公報
　しかしながら、内燃機関での燃焼に用いられる燃料としては、様々な性状を有する燃料が存在する。このため、燃料に含まれている成分が異なっていたり成分の混合割合が異なっていたりした場合、上記特許文献１のように燃料の噴射時期等が変更されても、メイン噴射による燃焼領域とアフター噴射により噴射された燃料との位置関係が適正になるとは限らない。
　例えば、燃料の性状に起因してアフター噴射のペネトレーションが長くなった場合、メイン噴射による燃焼領域にアフター噴射の燃料が突入しやすくなる。この場合、アフター噴射の燃料の不完全燃焼が発生し、アフター噴射によるスモークの発生量が増加することが懸念される。また、燃料の性状に起因してアフター噴射のペネトレーションが短くなった場合、アフター噴射による燃焼領域がメイン噴射による燃焼領域から離れ過ぎ、メイン燃焼により生じたスモークがアフター燃焼によっては酸化されにくくなる。この場合、メイン噴射の燃料による燃焼量が低下し、内燃機関の出力が低下することが懸念される。
　本開示は、アフター噴射により排気エミッションや内燃機関の出力を適正化できる燃焼システムの推定装置及び制御装置を提供することを目的とする。
　本開示の第一の態様において、内燃機関を有する燃焼システムに適用された推定装置は、前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部を備える。前記推定装置は、前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室に噴射されることで発生するメイン燃焼について、前記燃料の燃焼領域をメイン燃焼領域として、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定するメイン領域推定部を更に備える。前記推定装置は、１燃焼サイクル中の前記メイン噴射の後において、前記燃料がアフター噴射により前記燃焼室に噴射されることで発生するアフター燃焼について、前記燃料の噴射領域をアフター燃焼領域として、前記混合割合に基づいて推定するアフター領域推定部を更に備える。
　本開示の第二の態様において、内燃機関を有する燃焼システムに適用された推定装置は、前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部を、備える。前記推定装置は、前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室に噴射される場合の前記燃料の貫徹力を、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定するメイン貫徹力推定部を、更に備える。前記推定装置は、１燃焼サイクル中の前記メイン噴射の後において、前記燃料がアフター噴射により前記燃焼室に噴射される場合の前記燃料の貫徹力を、前記混合割合に基づいて推定するアフター貫徹力推定部を、更に備える。
　本開示の第三の態様において、内燃機関を有する燃焼システムに適用された制御装置は、前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部を、備える。前記制御装置は、前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室に噴射されることで発生するメイン燃焼について、前記燃料の燃焼領域をメイン燃焼領域として、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定するメイン領域推定部を、更に備える。前記制御装置は、１燃焼サイクル中の前記メイン噴射の後において、前記燃料がアフター噴射により前記燃焼室に噴射されることで発生するアフター燃焼について、前記燃料の噴射領域をアフター燃焼領域として、前記混合割合に基づいて推定するアフター領域推定部を、更に備える。前記制御装置は、前記メイン領域推定部及び前記アフター領域推定部の各推定結果に基づいて、前記燃焼システムの制御を行う燃焼制御部を、更に備える。
　本開示についての上記目的およびその他の目的、特徴や利点は、添付の図面を参照しながら下記の詳細な記述により、より明確になる。その図面は、
第１実施形態における燃焼システムの概略図であり、 着火遅れ時間の説明図であり、 複数の着火遅れ時間、燃えやすさを表わすパラメータ、および各種成分の混合量の関係を説明する図であり、 筒内酸素濃度に起因して生じる着火遅れ時間の変化を表す特性線と、燃料の分子構造種との関係を示す図であり、 筒内温度に起因して生じる着火遅れ時間の変化を表す特性線と、燃料の分子構造種との関係を示す図であり、 着火遅れ時間に基づき特定される特性線と、分子構造種の混合割合との関係を示す図であり、 アフター制御処理の手順を示すフローチャートであり、 メイン推定処理の手順を示すフローチャートであり、 噴射パラメータとしての噴射量の推定について説明するための図であり、 噴射パラメータとしての低位発熱量の推定について説明するための図であり、 蒸留性状について説明するための図であり、 噴射パラメータとしてのペネトレーションの推定について説明するための図であり、 ペネトレーションを推定するための数式を示す図であり、 噴射パラメータとしての拡散状態の推定について説明するための図であり、 拡散状態を推定するための数式を示す図であり、 燃焼パラメータとしての燃焼量を推定するための数式を示す図であり、 燃焼率を推定するための数式を示す図であり、 燃料座標系を示す図であり、 アフター推定処理の手順を示すフローチャートであり、 メイン噴霧体Ｆａとアフター噴霧体Ｇａとの位置関係を示す図であり、 タイミングｔｂでのメイン噴霧体Ｆｂとアフター噴霧体Ｇａとの位置関係を示す図であり、 タイミングｔｃでのメイン噴霧体Ｆｃとアフター噴霧体Ｇｂとの位置関係を示す図であり、 メイン噴射とアフター噴射との燃料の進行距離の関係を示す図であり、 酸化指標とスモーク低減率との関係を示す図であり、 ＯＨラジカルの生成量について説明するための図であり、 第２実施形態におけるアフター制御処理の手順を示すフローチャートであり、 メイン推定処理の手順を示すフローチャートであり、また アフター推定処理の手順を示すフローチャートである。
　以下、図面を参照しながら発明を実施するための複数の形態を説明する。各形態において、先行する形態で説明した事項に対応する部分には同一の参照符号を付して重複する説明を省略する場合がある。各形態において、構成の一部のみを説明している場合は、構成の他の部分については先行して説明した他の形態を参照し適用することができる。
　（第１実施形態）
　本実施形態に係る燃焼システムの推定装置及び制御装置は、図１に示す電子制御装置（ＥＣＵ８０）により提供される。ＥＣＵ８０は、マイクロコンピュータ（マイコン８０ａ）や、図示しない入力処理回路および出力処理回路等を備える。マイコン８０ａは、図示しない中央処理装置（ＣＰＵ）およびメモリ８０ｂを備える。メモリ８０ｂに記憶された所定のプログラムをＣＰＵが実行することで、マイコン８０ａは、燃焼システムが備える燃料噴射弁１５、燃料ポンプ１５ｐ、ＥＧＲバルブ１７ａ、調温バルブ１７ｄ、および過給調圧機器２６等の作動を制御する。これらの制御により、燃焼システムが備える内燃機関１０での燃焼状態は、所望の状態に制御される。燃焼システムおよびＥＣＵ８０は車両に搭載されたものであり、当該車両は、内燃機関１０の出力を駆動源として走行する。
　内燃機関１０は、シリンダブロック１１、シリンダヘッド１２およびピストン１３等を備える。シリンダヘッド１２には、吸気バルブ１４ｉｎ、排気バルブ１４ｅｘ、燃料噴射弁１５および筒内圧センサ２１が取り付けられている。
　燃料ポンプ１５ｐは、燃料タンク内の燃料をコモンレール１５ｃへ圧送する。ＥＣＵ８０が燃料ポンプ１５ｐの作動を制御することで、コモンレール１５ｃ内の燃料は、目標圧力Ｐｔｒｇに維持された状態でコモンレール１５ｃに蓄えられる。コモンレール１５ｃは、蓄圧された燃料を各気筒の燃料噴射弁１５へ分配する。燃料噴射弁１５から噴射された燃料は、燃焼室１１ａで吸気と混合して混合気を形成し、混合気はピストン１３により圧縮されて自着火する。要するに、内燃機関１０は圧縮自着火式のディーゼルエンジンであり、燃料には軽油が用いられている。なお、燃料噴射弁１５による燃料の噴射としては、燃料を霧状に噴く噴霧が挙げられる。
　燃料噴射弁１５は、電磁アクチュエータおよび弁体をボデー内部に収容して構成されている。電磁アクチュエータへの通電をＥＣＵ８０がオンさせると、電磁アクチュエータの電磁吸引力により図示しない背圧室のリーク通路が開弁し、背圧低下に伴い弁体が開弁作動し、ボデーに形成されている噴孔が開弁されて噴孔から燃料が噴射される。上記通電をオフさせると、弁体が閉弁作動して燃料噴射が停止される。
　シリンダヘッド１２に形成されている吸気ポート１２ｉｎおよび排気ポート１２ｅｘには、吸気管１６ｉｎおよび排気管１６ｅｘが接続されている。吸気管１６ｉｎおよび排気管１６ｅｘにはＥＧＲ管１７が接続されており、排気の一部（ＥＧＲガス）がＥＧＲ管１７を通じて吸気管１６ｉｎへ流入（還流）する。ＥＧＲ管１７にはＥＧＲバルブ１７ａが取り付けられている。ＥＣＵ８０がＥＧＲバルブ１７ａの作動を制御することで、ＥＧＲ管１７の開度が制御され、ＥＧＲガスの流量が制御される。
　さらに、ＥＧＲ管１７のうちＥＧＲバルブ１７ａの上流部分には、ＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラ１７ｂ、バイパス管１７ｃおよび調温バルブ１７ｄが取り付けられている。バイパス管１７ｃは、ＥＧＲガスがＥＧＲクーラ１７ｂをバイパスするバイパス流路を形成する。調温バルブ１７ｄは、バイパス流路の開度を調整することで、ＥＧＲクーラ１７ｂを流れるＥＧＲガスと、バイパス流路を流れるＥＧＲガスとの割合を調整し、ひいては、吸気管１６ｉｎへ流入するＥＧＲガスの温度を調整する。ここで、吸気ポート１２ｉｎへ流入する吸気には、吸気管１６ｉｎから流入する外部空気（新気）およびＥＧＲガスが含まれる。したがって、調温バルブ１７ｄによりＥＧＲガスの温度を調整することは、吸気ポート１２ｉｎへ流入する吸気の温度（インマニ温度）を調整することを意味する。
　燃焼システムは図示しない過給機を備える。過給機は、排気管１６ｅｘに取り付けられるタービン、および吸気管１６ｉｎに取り付けられるコンプレッサを有する。排気の流速エネルギによりタービンが回転すると、タービンの回転力によりコンプレッサが回転し、コンプレッサにより新気が圧縮（過給）される。先述した過給調圧機器２６は、タービンの容量を変化させる機器であり、ＥＣＵ８０が過給調圧機器２６の作動を制御することで、タービン容量が調整され、これにより、コンプレッサによる過給圧が制御される。
　また、燃焼システムは、ＮＯｘ浄化触媒３１、ＤＰＦ３２を備えている。ＮＯｘ浄化触媒３１は、排気中の窒素酸化物ＮＯｘを吸着する吸着触媒や、ＮＯｘを窒素Ｎ２に還元する還元触媒などを有しており、排気管１６ｅｘにおいてタービンの下流側に配置されている。ＤＰＦ３２（Diesel Particulate Filter）は、ＮＯｘ浄化触媒３１の更に下流側に配置されており、排気に含まれている微粒子を捕集する微粒子捕集装置である。排気管１６ｅｘを流れる排気は、ＮＯｘ浄化触媒３１及びＤＰＦ３２の両方を通過した後に、排気管１６ｅｘの下流端部から放出される。なお、燃焼システムにおいては、ＮＯｘ浄化触媒３１及びＤＰＦ３２が排気浄化装置を構成している。
　ＥＣＵ８０には、筒内圧センサ２１、酸素濃度センサ２２、レール圧センサ２３、クランク角センサ２４、アクセルペダルセンサ２５、排気温度センサ３３、排気圧センサ３４および触媒温度センサ３５等、各種センサによる検出信号が入力される。
　筒内圧センサ２１は、燃焼室１１ａの圧力（筒内圧）に応じた検出信号を出力する。筒内圧センサ２１は、圧力検出素子に加えて温度検出素子２１ａを有しており、燃焼室１１ａの温度（筒内温度）に応じた検出信号を出力する。酸素濃度センサ２２は、吸気管１６ｉｎに取り付けられ、吸気中の酸素濃度に応じた検出信号を出力する。検出対象となる吸気は、新気とＥＧＲガスが混合したものである。レール圧センサ２３はコモンレール１５ｃに取り付けられており、蓄圧されている燃料の圧力（レール圧）に応じた検出信号を出力する。クランク角センサ２４は、ピストン１３により回転駆動するクランク軸の回転速度（エンジン回転数）に応じた検出信号を出力する。アクセルペダルセンサ２５は、車両運転者により踏み込み操作されるアクセルペダルの踏込量（エンジン負荷）に応じた検出信号を出力する。
　排気温度センサ３３は、排気管１６ｅｘに取り付けられて排気温度を検出する。排気圧センサ３４は、排気管１６ｅｘに取り付けられて排気圧力を検出する。排気温度センサ３３及び排気圧センサ３４は、排気管１６ｅｘにおいてＮＯｘ浄化触媒３１とタービンとの間に配置されている。
　触媒温度センサ３５は、排気管１６ｅｘにおいてＮＯｘ浄化触媒３１とＤＰＦ３２との間に設けられており、ＮＯｘ浄化触媒３１を通過した排気の温度を検出することでＮＯｘ浄化触媒３１の内部温度を検出する。なお、触媒温度センサ３５は、ＮＯｘ浄化触媒３１に取り付けられていてもよい。
　ＥＣＵ８０は、センサ２１～２５，３３～３５の各検出信号に基づき、燃料噴射弁１５、燃料ポンプ１５ｐ、ＥＧＲバルブ１７ａ、調温バルブ１７ｄおよび過給調圧機器２６の作動を制御する。これにより、燃料の噴射開始時期、噴射量、噴射圧、ＥＧＲガス流量、インマニ温度および過給圧が制御される。
　燃料噴射弁１５の作動を制御している時のマイコン８０ａは、燃料の噴射開始時期、噴射量、および多段噴射に係る噴射段数を制御する噴射制御部８３として機能する。１燃焼サイクル中に同一の燃料噴射弁１５から複数回噴射（多段噴射）させるように噴射制御する場合がある。これら複数回の噴射には、最も噴射量が多く設定されたメイン噴射と、メイン噴射の前のタイミングで行われるパイロット噴射と、メイン噴射の後のタイミングで行われるアフター噴射と、アフター噴射の後のタイミングで行われるポスト噴射とが含まれている。
　燃料ポンプ１５ｐの作動を制御している時のマイコン８０ａは、噴射圧を制御する燃圧制御部８４として機能する。ＥＧＲバルブ１７ａの作動を制御している時のマイコン８０ａは、ＥＧＲガス流量を制御するＥＧＲ制御部８５として機能する。調温バルブ１７ｄの作動を制御している時のマイコン８０ａは、インマニ温度を制御するインマニ温度制御部８７として機能する。過給調圧機器２６の作動を制御している時のマイコン８０ａは、過給圧を制御する過給圧制御部８６として機能する。
　マイコン８０ａは、燃焼に関する物理量の検出値（燃焼特性値）を取得する燃焼特性取得部８１としても機能する。本実施形態に係る燃焼特性値とは、図２に示す着火遅れ時間ＴＤのことである。図２の上段は、マイコン８０ａから出力されるパルス信号を示す。パルス信号にしたがって燃料噴射弁１５への通電が制御される。具体的には、パルスオンのｔ１時点で通電が開始され、パルスオン期間Ｔｑに通電オンが継続される。要するに、パルスオンのタイミングにより噴射開始時期が制御される。また、パルスオン期間Ｔｑにより噴射期間が制御され、ひいては噴射量が制御される。
　図２の中段は、パルス信号にしたがって弁体が開弁作動および閉弁作動した結果生じる、噴孔からの燃料の噴射状態の変化を示す。具体的には、単位時間あたりに噴射される燃料の噴射量（噴射率）の変化を示す。図示されるように、通電開始のｔ１時点から、実際に噴射が開始されるｔ２時点までにはタイムラグが存在する。また、通電終了時点から実際に噴射が停止されるまでにもタイムラグが存在する。実際に噴射が為されている期間Ｔｑ１は、パルスオン期間Ｔｑで制御される。
　図２の下段は、噴射された燃料の、燃焼室１１ａでの燃焼状態の変化を示す。具体的には、噴射された燃料と吸気の混合気が自着火燃焼することに伴い生じる、単位時間あたりの熱量（熱発生率）の変化を示す。図示されるように、噴射開始のｔ２時点から、実際に燃焼が開始されるｔ３時点までにはタイムラグが存在する。本実施形態では、通電開始のｔ１時点から燃焼開始のｔ３時点までの時間を着火遅れ時間ＴＤと定義する。
　燃焼特性取得部８１は、筒内圧センサ２１で検出される筒内圧の変化に基づき、燃焼開始のｔ３時点を推定する。具体的には、ピストン１３が上死点に達してからクランク角が所定量だけ回転する期間において、筒内圧が急上昇した時期を燃焼開始時期（ｔ３時点）と推定する。この推定結果に基づき、着火遅れ時間ＴＤは燃焼特性取得部８１により算出される。さらに燃焼特性取得部８１は、燃焼時の各種状態（燃焼条件）を、燃焼毎に取得する。具体的には、筒内圧、筒内温度、吸気酸素濃度および噴射圧力を、燃焼条件として取得する。
　これらの燃焼条件は、燃料の燃えやすさを表わすパラメータであり、燃焼直前での筒内圧が高いほど、燃焼直前での筒内温度が高いほど、吸気酸素濃度が高いほど、噴射圧力が高いほど、混合気が自着火しやすく燃えやすいと言える。燃焼直前での筒内圧および筒内温度として、例えば、燃料噴射弁１５への通電を開始するｔ１時点で検出された値を用いればよい。筒内圧は筒内圧センサ２１により検出され、筒内温度は温度検出素子２１ａにより検出され、吸気酸素濃度は酸素濃度センサ２２により検出され、噴射圧力はレール圧センサ２３により検出される。燃焼特性取得部８１は、取得した着火遅れ時間ＴＤを、その燃焼に係る上記パラメータ（燃焼条件）と関連付けてメモリ８０ｂに記憶させる。
　マイコン８０ａは、異なる燃焼条件で検出された複数の燃焼特性値に基づき、燃料に含まれている分子構造種の混合割合を推定する、混合割合推定部８２としても機能する。例えば、異なる燃焼条件毎の着火遅れ時間ＴＤを図３に示す行列式に代入することで、分子構造種の混合量を算出する。なお、算出された各々の混合量を総量で除算することで、分子構造種の混合割合が算出される。
　図３の左辺にある行列は、ｘ行１列でありｘ個の数値から構成される。これらの数値は、各種成分の混合量を表わす。各種成分とは、分子構造の種類の違いにより分類される成分である。分子構造の種類には、直鎖パラフィン類、側鎖パラフィン類、ナフテン類および芳香族類が含まれている。
　右辺の左側にある行列は、ｘ行ｙ列であり、例えばａ00…ａXYという数値から構成される。これらの数値は、予め実施した試験に基づき定められた定数である。右辺の右側にある行列は、ｙ行１列でありｙ個の数値から構成される。これらの数値は、燃焼特性取得部８１により取得された着火遅れ時間ＴＤである。例えば、１行１列目の数値は、パラメータの所定の組み合わせからなる燃焼条件ｉの時に取得された着火遅れ時間ＴＤ（ｉ）であり、２行１列目の数値は、燃焼条件ｊの時に取得された着火遅れ時間ＴＤ（ｊ）である。燃焼条件ｉと燃焼条件ｊとでは、全てのパラメータが異なる値に設定されている。なお、図３中の符号Ｐ（ｉ）、Ｔ（ｉ）、Ｏ２（ｉ）、Ｐｃ（ｉ）の各々は、燃焼条件ｉに係る筒内圧、筒内温度、吸気酸素濃度および噴射圧力を示し、符号Ｐ（ｊ）、Ｔ（ｊ）、Ｏ２（ｊ）、Ｐｃ（ｊ）の各々は、燃焼条件ｊに係る各パラメータを示す。
　次に、図４、図５および図６を用いて、図３の行列式に燃焼条件毎の着火遅れ時間ＴＤを代入することで分子構造種の混合量が算出できる理屈を説明する。
　図４に示すように、燃焼に係る混合気に含まれる酸素の濃度（筒内酸素濃度）が高いほど自着火しやすくなるので、着火遅れ時間ＴＤが短くなる。図中の３本の実線（１）（２）（３）は、筒内酸素濃度と着火遅れ時間ＴＤとの関係を示す特性線である。但し、この特性線は燃料に応じて異なる。厳密には、燃料に含まれている各々の分子構造種の混合割合に応じて異なる。したがって、筒内酸素濃度がＯ２（ｉ）の場合の着火遅れ時間ＴＤを検出すれば、いずれの分子構造種であるかを推測できる。特に、筒内酸素濃度がＯ２（ｉ）の場合とＯ２（ｊ）の場合とで着火遅れ時間ＴＤを比較すれば、より高精度で混合割合を推定できる。
　同様にして、図５に示すように、筒内温度が高いほど自着火しやすくなるので、着火遅れ時間ＴＤが短くなる。図中の３本の実線（１）（２）（３）は、筒内温度と着火遅れ時間ＴＤとの関係を示す特性線である。但し、この特性線は燃料に応じて異なる。厳密には、燃料に含まれている各々の分子構造種の混合割合に応じて異なる。したがって、筒内温度がＢ１の場合の着火遅れ時間ＴＤを検出すれば、いずれの分子構造種であるかを推測できる。特に、筒内温度がＴ（ｉ）の場合とＴ（ｊ）の場合とで着火遅れ時間ＴＤを比較すれば、より高精度で混合割合を推定できる。
　また、筒内酸素濃度に係る特性線（図４参照）に対する影響度の高い分子構造種と、筒内温度に係る特性線（図５参照）に対する影響度の高い分子構造種とは異なる。このように、複数の燃焼条件の各々に係る特性線に対して影響度の高い分子構造種は異なる。したがって、複数のパラメータ（燃焼条件）を異なる値にして取得された着火遅れ時間ＴＤの組み合わせに基づけば、例えば図６の如くいずれの分子構造種の混合割合が多いのかを高精度で推定できる。
　図６に例示する分子構造種Ａは、筒内酸素濃度（第１パラメータ）に係る特性線（第１特性線）に対する影響度が高い分子構造種である。また、分子構造種Ｂは、筒内温度（第２パラメータ）に係る特性線（第２特性線）に対する影響度が高い分子構造種であり、分子構造種Ｃは、第３パラメータに係る特性線（第３特性線）に対する影響度が高い分子構造種である。第１パラメータの変化に対して着火遅れ時間ＴＤの変化が大きく現れるほど、分子構造種Ａが多く混合していると言える。同様にして、第２パラメータの変化に対して着火遅れ時間ＴＤの変化が大きく現れるほど分子構造種Ｂが多く混合しており、第３パラメータの変化に対して着火遅れ時間ＴＤの変化が大きく現れるほど分子構造種Ｃが多く混合していると言える。したがって、異なる燃料（１）（２）（３）の各々に対し、分子構造種Ａ、Ｂ、Ｃの混合割合を推定できる。
　次に、燃焼特性取得部８１が実行するプログラムの処理について説明する。この処理は、パイロット噴射が指令される毎に実行される。
　先ず、燃焼特性取得部８１は、上述した通り筒内圧センサ２１の検出値に基づき燃焼開始のｔ３時点を推定して、パイロット噴射に係る着火遅れ時間ＴＤを算出する。次に、複数のパラメータ（燃焼条件）と関連付けて、着火遅れ時間ＴＤをメモリ８０ｂに記憶させる。
　具体的には、各パラメータが取り得る数値範囲を複数の領域に区分けしておき、複数のパラメータの領域の組み合わせ予め設定しておく。例えば図３に示す着火遅れ時間ＴＤ（ｉ）は、Ｐ（ｉ）、Ｔ（ｉ）、Ｏ２（ｉ）、Ｐｃ（ｉ）の領域の組み合わせ時に取得された着火遅れ時間ＴＤを表わす。同様に、着火遅れ時間ＴＤ（ｊ）は、Ｐ（ｊ）、Ｔ（ｊ）、Ｏ２（ｊ）、Ｐｃ（ｊ）の領域の組み合わせ時に取得された着火遅れ時間ＴＤを表わす。
　なお、ユーザが給油することに起因して、燃料タンクに貯留されている燃料に別の燃料が混合した可能性が高い場合に、分子構造種の混合割合が変化したとみなし、推定されていた混合量の値をリセットする。例えば、内燃機関１０の運転停止時に、燃料タンクの燃料残量を検出するセンサにより燃料残量の増大が検出された場合にリセットする。
　燃焼特性取得部８１は、着火遅れ時間ＴＤを図３の行列式に代入して、分子構造種毎の混合量を算出する。なお、サンプリング数、つまり行列式の右辺右側の行列の行数に応じて、定数を表わす行列の列数を変更する。或いは、取得されていない着火遅れ時間ＴＤについては、予め設定しておいたノミナル値を着火遅れ時間ＴＤの行列に代入する。このように算出された分子構造種毎の混合量に基づき、分子構造種毎の混合割合を算出する。
　先述した通り、マイコン８０ａは、噴射制御部８３、燃圧制御部８４、ＥＧＲ制御部８５、過給圧制御部８６およびインマニ温度制御部８７としても機能する。これらの制御手段は、エンジン回転数、エンジン負荷およびエンジン冷却水温度等に基づき目標値を設定し、制御対象が目標値となるようにフィードバック制御する。或いは、目標値に対応する内容でオープン制御する。
　噴射制御部８３は、噴射開始時期、噴射量および噴射段数が目標値となるように図２のパルス信号を設定することで、噴射開始時期、噴射量および噴射段数を制御（噴射制御）する。上記噴射段数とは、先述した多段噴射に係る噴射回数のことである。具体的には、上記目標値に対応するパルス信号のオン時間（通電時間）およびパルスオン立ち上がり時期（通電開始時期）を、マップ上に予め記憶させておく。そして、目標値に対応する通電時間および通電開始時期をマップから取得してパルス信号を設定する。
　また、噴射により得られた出力トルクや、ＮＯｘ量およびＰＭ量等のエミッション状態値を記憶しておく。そして、次回以降の噴射において、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき目標値を設定するにあたり、上述の如く記憶された値に基づき、目標値を補正する。要するに、実際の出力トルクやエミッション状態値と、所望する出力トルクやエミッション状態値との偏差をゼロにするよう、目標値を補正してフィードバック制御する。
　燃圧制御部８４は、燃料ポンプ１５ｐに吸入される燃料の流量を制御する調量弁の作動を制御する。具体的には、レール圧センサ２３で検出された実レール圧と目標圧力Ｐｔｒｇ（目標値）との偏差に基づき、調量弁の作動をフィードバック制御する。その結果、燃料ポンプ１５ｐによる単位時間当りの吐出量が制御され、実レール圧が目標値となるように制御（燃圧制御）される。
　ＥＧＲ制御部８５は、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき、ＥＧＲ量の目標値を設定する。そして、この目標値に基づき、ＥＧＲバルブ１７ａのバルブ開度を制御（ＥＧＲ制御）してＥＧＲ量を制御する。過給圧制御部８６は、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき、過給圧の目標値を設定する。そして、この目標値に基づき、過給調圧機器２６の作動を制御（過給圧制御）して過給圧を制御する。インマニ温度制御部８７は、外気温度、エンジン回転数およびエンジン負荷等に基づき、インマニ温度の目標値を設定する。そして、この目標値に基づき、調温バルブ１７ｄのバルブ開度を制御（インマニ温度制御）してインマニ温度を制御する。
　ここで、マイコン８０ａは、噴射制御部８３として機能することで、アフター噴射についての制御を行うアフター制御処理を実行する。ここでは、アフター制御処理について図７のフローチャートを参照しつつ説明する。この処理は、内燃機関１０の運転期間中、所定周期で繰返し実行される。
　先ず、図７のステップＳ１０１において、混合割合推定部８２により推定された混合割合（実混合割合）を取得する。つまり、図３の左辺に示す分子構造種の各々についての混合割合を取得する。一方、分子構造種の各々に対する混合割合の基準値（基準混合割合）が、予め設定されてメモリ８０ｂに記憶されている。これらの基準混合割合は、車両の使用が装置される国や地域で流通している燃料を鑑みて設定されている。なお、ステップＳ１０１が混合取得部に対応する。続くステップＳ１０２では、基準混合割合をメモリ８０ｂから読み込んで取得する。
　ステップＳ１０３では、メイン噴射及びアフター噴射を対象として、燃料噴射についての噴射条件を取得する。噴射条件としては、コモンレール１５ｃ内の燃料圧力であるレール圧や、噴射量の目標値である目標噴射量、燃料噴射弁１５への通電期間、燃料噴射弁１５のニードルリフト量などが挙げられる。なお、レール圧は、燃焼条件の噴射圧力である。
　ステップＳ１０４では、メイン噴射及びアフター噴射を対象として、燃料噴射が行われる場合の筒内環境条件を取得する。筒内環境条件としては、燃焼室１１ａの温度である筒内温度や、燃焼室１１ａの酸素濃度である筒内酸素濃度、燃焼室１１ａでの混合気の流速である筒内流速などが挙げられる。なお、筒内温度は、燃焼条件にも含まれている。また、筒内酸素濃度は、燃焼条件に含まれている吸気酸素濃度に基づいて取得される。
　ステップＳ１０５では、メイン噴射を対象としたメイン推定処理を行う。ステップＳ１０５のメイン推定処理については、図８のフローチャートを参照しつつ説明する。ここで、メイン噴射による燃料の燃焼をメイン燃焼と称し、その状態をメイン燃焼状態と称する。この場合、セタン価等の燃料性状が同一の燃料であっても、その燃料に含まれている分子構造種の混合割合が異なれば、メイン燃焼状態が異なってくる。燃焼室１１ａにおいては、Ｓｏｏｔ等を含んだスモークがメイン燃焼により発生した場合、そのスモークの発生量が多いほど排気エミッションが悪化しやすい。また、スモーク発生量が多い場合は、燃料が十分に燃焼し切っていないため、内燃機関１０の出力が低下しやすい。なお、パイロット噴射に伴う燃焼でスモークが発生した場合は、そのスモークがメイン燃焼後にも残ることがある。
　図８において、ステップＳ２０１～Ｓ２０４では、ステップＳ１０１にて取得した分子構造種の実混合割合に基づいて、メイン噴射の噴射状態を推定する。メイン噴射の噴射状態を示す噴射パラメータとしては、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態の４つが挙げられる。ここで、基準混合割合を有する基準燃料については、メイン噴射に関して筒内環境に応じた各噴射パラメータの値が試験等によりあらかじめ取得されており、これら取得データが基準データとしてメモリ８０ｂに記憶されている。そして、実混合割合を有する実燃料については、メイン噴射に関して基準データと比較することで各噴射パラメータの値を推定する。
　ステップＳ２０１では、実混合割合に基づいて、メイン噴射の噴射量を推定する。ここでは、図９に示すように、実混合割合に基づいて、燃料の一般性状のうち動粘度及び密度を推定し、これら動粘度及び密度と噴射条件の噴射圧力及び噴射期間とに対して所定の関数ｆ１（）を用いることで、噴射量を推定する。この場合、動粘度や密度は、化学的な影響を受ける燃料特性の一部であり、噴射圧力や噴射期間は、物理的な影響を受ける使用条件や環境条件の一部である。なお、噴射量を推定する場合、関数ｆ１（）に代えて、重回帰モデル等の推定モデルやマップなどを用いてもよい。また、噴射期間として、パルスオン期間Ｔｑを用いてもよい。なお、ステップＳ２０１がメイン噴射量推定部に対応する。
　ステップＳ２０２では、実混合割合に基づいて、燃料の低位発熱量を推定する。ここでは、図１０に示すように、実混合割合に基づいて、燃料の平均炭素数及び平均水素数を推定し、これら平均炭素数及び平均水素数に対して所定の関数ｆ２（）を用いることで、低位発熱量を推定する。この場合、平均炭素数及び平均水素数は、化学的な影響を受ける燃料特性により定められるものである。なお、低位発熱量を推定する場合、関数ｆ２（）に代えて、推定モデルやマップなどを用いてもよい。なお、ステップＳ２０２がメイン発熱量推定部に対応する。
　ステップＳ２０３では、実混合割合に基づいて、メイン噴射による燃料のペネトレーションを推定する。ペネトレーションは、燃料噴射弁１５から噴射された燃料が燃焼室１１ａを直進する力を示す貫徹力である。噴射された燃料については、燃焼室１１ａでの蒸発量が多いほどペネトレーションが低下しやすい。そこで、複数の蒸留性状に基づいて燃料の揮発性を推定することで、その燃料のペネトレーションを推定する。なお、ステップＳ２０３がメイン貫徹力推定部に対応する。
　図１１に示すように、基準混合割合を有する基準燃料と、実混合割合を有する実燃料とを比較した場合、５０％が蒸発する蒸留性状Ｔ５０が基準燃料と実燃料とで同じであったとしても、蒸留性状Ｔ１０，Ｔ９０が基準燃料と実燃料とで異なることがある。この場合、複数の蒸留性状に基づいて燃料のペネトレーションを推定することで、その推定精度が高められる。
　噴射されることで燃焼室１１ａにおいて拡散した燃料については、粒子の質量が大きいほど運動量が大きくなり、ペネトレーションが大きくなりやすい。この場合、動粘度が大きくて微粒子化しにくい燃料ほど密度が大きくなり、粒子の質量が大きくなりやすい。また、揮発性が高いほど粒子は質量を失い、運動量が小さくなる。例えば、蒸留性状の初留点～Ｔ５０までの温度が低い燃料は、比較的気化しやすく、ペネトレーションが小さくなりやすい。
　上記ステップＳ２０３では、図１２に示すように、密度、動粘度及び複数の蒸留性状を含む燃料特性と、筒内温度及び筒内流速を含む筒内環境と、ステップＳ２０１にて推定した噴射量と、に基づいてペネトレーションを推定する。ペネトレーションは、筒内環境条件や噴射条件によって左右されるものであり、図１３に示すような数式によっても推定可能になっている。この数式においては、筒内環境条件や噴射条件に応じたペネトレーションＰ１，Ｐ２，Ｐ３…が、あらかじめ定められた定数ｂ及び動粘度等の燃料特性に基づいて推定される。定数ｂは、ｘ行ｙ列であり、例えばｂ00…ｂXYという数値を有する行列になっている。
　なお、蒸留性状は、燃料に含まれた実混合割合に基づいて推定される。このため、燃料特性には、密度、動粘度及び蒸留性状といった一般性状に加えて、実混合割合の要素も含まれていることになる。
　図８に戻り、ステップＳ２０４では、実混合割合に基づいて、メイン噴射による噴射される燃料の拡散状態を推定する。拡散状態は、噴射された燃料がどの程度拡散するのかを示す拡散度合いである。噴射された燃料については、燃焼室１１ａでの蒸発量が多いほど拡散しやすい。そこで、ペネトレーションと同様に、複数の蒸留性状に基づいて燃焼の揮発性を推定することで、その燃料の拡散状態を推定する。なお、ステップＳ２０４がメイン拡散推定部に対応する。
　このステップＳ２０４では、図１４に示すように、密度、動粘度及び複数の蒸留性状を含む燃料特性と、筒内温度及び筒内流速を含む筒内環境と、ステップＳ２０１にて推定した噴射量と、に基づいて拡散状態を推定する。拡散状態は、筒内環境条件や噴射条件によって左右されるものであり、図１５に示すような数式によっても推定可能になっている。この数式においては、筒内環境条件や噴射条件に応じた拡散状態Ｄ１，Ｄ２，Ｄ３…が、あらかじめ定められた定数ｃ及び動粘度等の燃料特性に基づいて推定される。定数ｃは、ｘ行ｙ列であり、例えばｃ00…ｃXYという数値を有する行列になっている。
　なお、拡散状態は、噴霧の運動量理論を示す周知の数式を用いて算出することも可能になっている。
　ステップＳ２０５，Ｓ２０６では、ステップＳ２０１～Ｓ２０４にて推定した各噴射パラメータを用いて、メイン燃焼状態を推定する。この燃焼状態を示す燃焼パラメータとしては、燃焼量、燃焼領域の２つが挙げられる。ここで、基準燃料については、メイン噴射に関して筒内環境に応じた各燃焼パラメータの値が試験等によりあらかじめ取得されており、噴射パラメータと同様に、これら取得データが基準データとしてメモリ８０ｂに記憶されている。そして、実燃料については、メイン噴射に関して基準データと比較することで各燃焼パラメータの値を推定する。
　ステップＳ２０５では、メイン噴射による燃焼量を推定する。燃焼量の推定には、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態の４つの噴射パラメータの全てを用いる。例えば、燃焼量は、図１６に示す数式を用いて算出される。この数式においては、Ｑburnが燃焼量、αが燃焼率、ρ×ＱinjがステップＳ２０１にて推定した噴射量、ＡがステップＳ２０２にて推定した低位発熱量である。図１７に示すように、燃焼率αは、ステップＳ２０３にて推定したペネトレーションと、ステップＳ２０４にて推定した拡散状態と、に対して所定の関数ｆ３（）を用いることで推定される。なお、メイン噴射の噴霧体積も、ペネトレーション及び拡散状態を用いて推定される。また、ステップＳ２０５がメイン燃焼量推定部に対応する。また、メイン燃焼の燃焼量をメイン燃焼量と称する。
　ステップＳ２０６では、メイン噴射による燃焼領域を推定する。燃焼領域は、燃料による燃焼が発生した位置や範囲であり、燃焼領域の推定には、４つの噴射パラメータのうち噴射量、ペネトレーション及び拡散状態の３つを用いる。例えば、噴射量、ペネトレーション及び拡散状態に対して所定の関数やマップ、モデルなどを用いることで燃焼領域を推定する。なお、ステップＳ２０６がメイン領域推定部に対応する。また、メイン燃焼の燃焼領域をメイン燃焼領域と称する。
　ステップＳ２０７では、燃料噴射弁１５から噴射された燃料の位置を示す座標系として燃料座標系を、実混合割合に基づいて設定する。この場合、ステップＳ２０７が座標設定部に対応する。図１８に示すように、ピストン１３の上端面１３ａには、凹部としてのキャビティ１３ｂが設けられている。燃焼室１１ａは、キャビティ１３ｂの内部空間を含んで形成されており、燃料噴射弁１５は、ピストン１３の幅方向において中心位置に配置されている。この場合、ピストン１３の幅方向において、燃料噴射弁１５の中心線Ｏとシリンダ１９の内周面との離間距離は、ピストン１３のボア半径のほぼ１／２になっている。
　燃料座標系は、燃料噴射弁１５から噴射された燃料の進行方向に延びた進行軸Ｎを有している。燃料噴射弁１５から噴射された燃料は、燃焼室１１ａにおいて霧状の噴霧体になり、進行軸Ｎは、噴霧体が進む向きにおいてその噴霧体の前端部が通ると想定される位置に設定されている。ここで、メイン噴射が行われるタイミングにおいては、筒内温度が十分に高くなっていることに起因して着火遅れが生じにくくなっている。この場合、メイン噴射による噴霧体をメイン噴霧体Ｆと称すると、メイン噴霧体Ｆのほぼ全体がメイン燃焼領域を形成しており、メイン燃焼領域を推定することがメイン噴霧体Ｆの形状や位置を推定することになる。
　ここでは、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態に基づいて進行軸Ｎを設定する。特に、燃焼室１１ａにおいては、燃料の動粘度や密度などが筒内環境に依存しやすく、その依存度合いは実混合割合によって決まってくる。このため、燃焼室１１ａでの動粘度や密度を実混合割合に基づいて取得し、この取得結果を考慮して進行軸Ｎを設定することが、メイン噴霧体Ｆやアフター噴霧体Ｇの挙動を考慮して進行軸Ｎを設定することになる。
　進行軸Ｎは、燃料噴射弁１５の中心線Ｏから噴孔の軸線に沿って延びた直線軸部Ｎ１と、キャビティ１３ｂの内周面に沿って曲がった曲線軸部Ｎ２とを有している。メイン噴射及びアフター噴射が行われるタイミングでは、ピストン１３が上死点ＴＤＣ付近に存在しており、直線軸部Ｎ１はキャビティ１３ｂの内周面に向けて延びている。曲線軸部Ｎ２は、キャビティ１３ｂの内周面から内側に離間しており、進行軸Ｎにおいては、直線軸部Ｎ１と曲線軸部Ｎ２とが互いに交差する部分で接続されている。この場合、進行軸Ｎは、直線軸部Ｎ１が燃料噴射弁１５から遠ざかり、曲線軸部Ｎ２が燃料噴射弁１５に向けて近付く形状になっている。
　メイン噴射により燃料が噴射された場合、メイン噴霧体Ｆは、直線軸部Ｎ１に沿って燃料噴射弁１５から離れる向きに進んだ後、キャビティ１３ｂの内周面にて跳ね返されるように曲線軸部Ｎ２に沿って燃料噴射弁１５に近付く向きに戻る（図２１、図２２参照）。ここで、メイン噴霧体Ｆの挙動は、キャビティ１３ｂの内周面の形状や筒内流速、噴射圧力、噴射量などから影響を受ける。
　ここで、メイン噴霧体Ｆやアフター噴霧体Ｇの挙動は、キャビティ１３ｂの形状や筒内環境によって変わることはもちろんのこと、実混合割合によっても変わる。例えば、燃料噴射弁１５から噴射された後の燃料の運動量は、動粘度や密度が大きい燃料ほど大きくなる。運動量が大きいほどキャビティ１３ｂの内周面に到達したメイン噴霧体Ｆａの拡散範囲が大きくなりやすく、メイン噴霧体Ｆやアフター噴霧体Ｇの前端部がキャビティ１３ｂの内周面に接近しやすい。この場合の進行軸Ｎを進行軸Ｎａと称すれば、この進行軸Ｎａは、進行軸Ｎよりもキャビティ１３ｂの内周面に近い位置に配置される。一方、運動量が小さい燃料についての進行軸Ｎを進行軸Ｎｂと称すれば、この進行軸Ｎｂは、進行軸Ｎよりもキャビティ１３ｂの内周面から遠い位置に配置される。
　上記ステップＳ２０７では、キャビティ１３ｂの形状に応じたメイン噴霧体Ｆａの挙動を考慮して、メイン噴霧体Ｆａの前端部が通ると想定される経路に進行軸Ｎを設定する。
　ステップＳ２０８では、メイン噴霧体Ｆａの代表位置Ｆ１を取得する。ここでは、メイン噴霧体Ｆａの進む向きにおいて、進行軸Ｎ上に存在するメイン噴霧体Ｆａの前側端部を代表位置Ｆ１とする。このため、メイン噴霧体Ｆａの前端部が進行軸Ｎ上に存在している場合には、その前端部が代表位置Ｆ１になる。なお、ステップＳ２０８がメイン位置取得部に対応する。
　ステップＳ２０９では、メイン燃焼後に存在するスモーク量を推定する。スモーク量の推定には、メイン噴射について噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態の４つの噴射パラメータを用いる。例えば、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態に対して所定の関数やマップ、モデルなどを用いることで燃焼領域を推定する。
　なお、この処理で推定するスモーク量には、パイロット噴射に伴って発生するスモーク量が含まれていてもよい。この場合は、パイロット噴射について、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態に基づいてスモーク量を推定する。
　図７に戻り、メイン推定処理の後、ステップＳ１０６に進み、アフター噴射を対象としたアフター推定処理を行う。アフター推定処理については、図１９を参照しつつ説明する。ここで、アフター噴射による燃料の燃焼をアフター燃焼と称し、その状態をアフター燃焼状態と称する。この場合、燃料の性状（例えばセタン価）が同一の燃料であっても、その燃料に含まれている分子構造種の混合割合が異なれば、アフター燃焼状態が異なってくる。アフター燃焼が適正に行われることで筒内温度が上昇した場合、メイン燃焼により発生したスモークが酸化しやすくなり、酸化したスモークが燃焼することで内燃機関１０の出力が増加する。
　図１９において、ステップ３０１～Ｓ３０４では、実混合割合に基づいてアフター噴射の噴射状態を推定する。アフター噴射の噴射状態を示す噴射パラメータとしては、メイン噴射の噴射パラメータと同様に、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態の４つが挙げられる。基準混合割合を有する基準燃料については、メイン噴射と同様に、アフター噴射に関して筒内環境に応じた各噴射パラメータの値が試験等によりあらかじめ取得されており、これら取得データが基準データとしてメモリ８０ｂに記憶されている。そして、実混合割合を有する実燃料については、アフター噴射に関して基準データと比較することで各噴射パラメータの値を推定する。なお、実燃料についての各噴射パラメータを、基準燃料についての各噴射パラメータとのずれ量に基づいて推定してもよく、実混合割合から直接的に絶対値を算出することで推定してもよい。
　ステップＳ３０１～Ｓ３０４では、ステップＳ２０１～Ｓ２０４でのメイン噴射についての各噴射パラメータの推定処理と同様に、アフター噴射についての各噴射パラメータを推定する。この場合、ステップＳ３０１がアフター噴射量推定部に対応し、ステップＳ３０２がアフター発熱量推定部に対応し、ステップＳ３０３がアフター貫徹力推定部に対応し、ステップＳ３０４がアフター拡散推定部に対応する。
　ステップＳ３０５，Ｓ３０６では、ステップＳ３０１～Ｓ３０４にて推定した各噴射パラメータを用いて、アフター燃焼状態を推定する。この燃焼状態を示す燃焼パラメータとしては、メイン燃焼の燃焼パラメータと同様に、燃焼量及び燃焼領域の２つが挙げられる。ここで、基準燃料については、アフター噴射に関して筒内環境に応じた各燃焼パラメータの値が試験等によりあらかじめ取得されており、噴射パラメータと同様に、これら取得データが基準データとしてメモリ８０ｂに記憶されている。そして、実燃料については、アフター噴射に関して基準データと比較することで各燃焼パラメータの値を推定する。なお、実燃料についての各燃焼パラメータを、基準燃料についての各燃焼パラメータとのずれ量に基づいて推定してもよく、実混合割合から直接的に絶対値を算出することで推定してもよい。
　ステップＳ３０５，Ｓ３０６では、ステップＳ２０５，Ｓ２０６でのメイン噴射についての各燃焼パラメータの推定処理と同様に、アフター噴射についての各燃焼パラメータを推定する。この場合、ステップＳ３０５がアフター燃焼量推定部に対応し、ステップＳ３０６がアフター領域推定部に対応する。また、アフター燃焼の燃焼量をアフター燃焼量と称し、燃焼領域をアフター燃焼領域と称する。
　ここで、アフター噴射が行われるタイミングにおいては、メイン噴射が行われるタイミングと同様に、筒内温度が十分に高くなっていることに起因して着火遅れが生じにくくなっている。この場合、アフター噴射による噴霧体をアフター噴霧体Ｇと称すると、アフター噴霧体Ｇのほぼ全体がアフター燃焼領域を形成しており、アフター燃焼領域を推定することがアフター噴霧体Ｆの形状や位置を推定することになる。
　ステップＳ３０７では、アフター噴霧体Ｇの代表位置Ｇ１を取得する。ここでは、アフター噴霧体Ｇの進む向きにおいて、進行軸Ｎ上に存在するアフター噴霧体Ｇの前側端部を代表位置Ｇ１とする。このため、アフター噴霧体Ｇの前端部が進行軸Ｎ上に存在している場合には、その前端部が代表位置Ｇ１になる。なお、ステップＳ３０７がアフター位置取得部に対応する。
　図７に戻り、アフター推定処理の後、ステップＳ１０７に進み、メイン燃焼領域とアフター燃焼領域との離間距離を燃焼距離Ｌ１として算出する。この場合、ステップＳ１０７が、メイン燃焼領域とアフター燃焼領域との位置関係を取得する位置取得部、及び代表位置Ｆ１，Ｇ１の離間距離を取得する距離取得部に対応する。
　ここでは、メイン噴射及びアフター噴射のそれぞれについて、燃料噴射弁１５への通電終了から所定時間Δｔだけ経過したそれぞれのタイミングｔａ，ｔｂにて、メイン噴霧体Ｆａ及びアフター噴霧体Ｇａが存在する場合を想定する。タイミングｔａでは、図１８に示すようにメイン噴霧体Ｆａが存在し、タイミングｔｂでは、図２０に示すようにアフター噴霧体Ｇａが存在する。この場合、タイミングｔｂはタイミングｔａより後のタイミングになっており（図２３参照）、タイミングｔａが第１タイミングに相当し、タイミングｔｂが第２タイミングに相当する。
　図２０に示すように、進行軸Ｎ上においてメイン噴霧体Ｆａの代表位置Ｆ１とアフター噴霧体Ｇａの代表位置Ｇ１との離間距離を燃焼距離Ｌ１としている。燃焼距離Ｌ１は、メイン燃焼領域とアフター燃焼領域との離間距離を示すことになる。
　ステップＳ１０８では、実燃料の燃焼距離Ｌ１が適正であるか否かを判定する。ここで、基準燃料について、筒内環境に応じた燃焼距離のデータが試験等によりあらかじめ取得されており、このデータがメモリ８０ｂに記憶されている。ここでは、メモリ８０ｂから基準燃料の燃焼距離を読み込み、この基準燃料の燃焼距離と実燃料の燃焼距離Ｌ１との「ずれ」を差分として算出し、この差分が基準距離より小さいか否かを判定する。差分が基準距離より小さくない場合、実燃料の燃焼距離Ｌ１が適正でないとして、ステップＳ１０９に進む。
　ステップＳ１０９では、燃焼距離Ｌ１の差分が基準距離より小さくなるように、アフター燃焼領域の調整処理を行う。ここでは、実燃料のアフター噴霧体Ｇａの代表位置Ｇ１が基準燃料の代表位置Ｇ１よりメイン噴霧体Ｆａの代表位置Ｆ１に近い場合に、代表位置Ｇ１を進行軸Ｎ上において代表位置Ｆ１から遠ざける離間処理を行う。また、実燃料の代表位置Ｇ１が基準燃料の代表位置Ｇ１より代表位置Ｆ１から遠い場合に、代表位置Ｇ１を代表位置Ｆ１に近付ける接近処理を行う。離間処理は、アフター噴霧体Ｆｂの代表位置Ｇ１を燃料噴射弁１５に近付けるために噴射圧力を小さくする処理や、アフター噴射の時期をＴＤＣ側にずらす処理が挙げられる。接近処理としては、アフター噴霧体Ｆｂの代表位置Ｇ１を燃料噴射弁１５から遠ざけるために噴射圧力を大きくする処理や、アフター噴射の時期をＢＤＣ側にずらす処理が挙げられる。
　アフター燃焼領域の調整処理においては、燃焼距離Ｌの差分を基準距離より小さくするための目標値を実混合割合に基づいて設定する。この場合、暫定の目標値を基準混合割合に基づいて取得し、この暫定の目標値を実混合割合を用いて補正することで目標値を算出する。例えば、噴射圧力を小さくする処理においては、噴射圧力の暫定の目標値を、基準混合割合を用いて且つ燃焼距離の差分に基づいて取得し、この暫定の目標値を実混合割合を用いて補正して目標値を算出する。これにより、噴射圧力を大きくする処理を行ったにもかかわらず、実混合割合に起因して噴射量が不足していたということが抑制される。
　ここで、アフター燃焼によるスモークの酸化について、図２１～図２４を参照しつつ説明する。図２１に示すように、メイン噴射及びアフター噴射の両方が行われた後、アフター噴霧体Ｇａが存在しているタイミングｔｂでは、メイン噴霧体Ｆａを形成していた燃料が時間の経過と共に進行軸Ｎに沿って移動することでメイン噴霧体Ｆｂが存在している。進行軸Ｎにおいて、アフター噴霧体Ｇａとメイン噴霧体Ｆｂとの離間距離を燃焼距離Ｌ２と称すれば、この燃焼距離Ｌ２は燃焼距離Ｌ１より大きくなっている。
　図２２に示すように、タイミングｔｂから所定期間だけ経過したタイミングｔｃ（図２３参照）では、メイン噴霧体Ｆｂ及びアフター噴霧体Ｇａを形成していた各燃料が進行軸Ｎに沿って移動することで、メイン噴霧体Ｆｃ及びアフター噴霧体Ｇｂを形成している。このタイミングｔｃでは、アフター噴霧体Ｇａが燃焼領域を形成していることで筒内温度が上昇し、メイン噴霧体Ｆｃに含まれたスモークが酸化しやすくなっている。
　図２３に示すように、パイロット噴射、メイン噴射及びアフター噴射が行われるたびに熱発生率が上昇し、それぞれの噴射の実行に伴って筒内温度が上昇する。また、メイン噴霧体Ｆの代表位置Ｆ１及びアフター噴霧体Ｇの代表位置Ｇ１は、それぞれ時間の経過と共に進行軸Ｎに沿って進む。
　図２３において、メイン噴霧体Ｆの代表位置Ｆ１については進行軸Ｎが上方を向いており、アフター噴霧体Ｇの代表位置Ｇ１については進行軸Ｎが下方を向いている。これら代表位置Ｆ１，Ｇ１の進行距離を示す線が、タイミングｔｂ，ｔｃの間にて交差している。この交差部分Ｓａは、メイン噴霧体Ｆとアフター噴霧体Ｇとの位置関係が、アフター噴霧体Ｇの燃焼により燃焼室１１ａ中のスモークを酸化させやすい関係になったことを示している。この場合、交差部分Ｓａよりもタイミングｔｃ側において、代表位置Ｆ１，Ｇ１の進行距離を示す線の間の面積を酸化指標Ｓと称する。
　酸化指標Ｓは、アフター燃焼によるスモークの酸化度合いを示す値である。図２４に示すように、燃焼室１１ａ中のスモークがアフター燃焼により低減する度合いを低減率とした場合、このスモーク低減率は、酸化指標Ｓが大き過ぎても小さ過ぎても低減する。例えば、基準燃料が使用された場合の酸化指標が、スモーク低減率の最も大きくなる酸化指標になっている。
　図７に戻り、ステップＳ１１０では、メモリ８０ｂから基準燃料の燃焼量を読み込み、この基準燃料の燃焼量と実燃料の燃焼量との「ずれ」を差分として算出し、この差分があらかじめ定められた基準量より小さいか否かを判定する。この場合の差分は、基準燃料の燃焼量と実燃料の燃焼量との差の絶対値である。
　ここで、アフター噴射による燃焼量の目標値は、ステップＳ２０９にて推定されたメイン燃焼後のスモーク量に応じて設定され、差分の判定基準は燃焼量の目標値に応じて設定される。例えば、スモーク量が多いほど燃焼量の目標値が大きい値に設定される。この場合、差分の基準量が目標値の所定率に設定されると、この目標値が大きいほど差分の基準量が大きい値に設定されることになる。
　燃焼量の差分が基準量より小さくない場合、ステップＳ１１１に進み、燃焼量の差分が基準量より小さくなるように、アフター燃焼量の調整処理を行う。ここでは、実燃料のアフター燃焼量が基準アフター燃焼量より小さい場合に、燃焼量を増加させるための増加処理を行い、実燃料のアフター燃焼量が基準燃料のアフター燃焼量より大きい場合に、アフター燃焼量を減少させるための減少処理を行う。増加処理としては、アフター噴射について、噴射量を増加させる処理や、噴射圧を上昇させる処理、噴射時期をピストン１３の上死点ＴＤＣ側にずらす処理、ＥＧＲ率を低下させる処理などが挙げられる。減少処理としては、アフター噴射について、噴射量を減少させる処理や、噴射圧を低下させる処理、噴射時期をピストン１３の化死点ＢＤＣ側にずらす処理、ＥＧＲ率を増加させる処理などが挙げられる。
　燃焼量の調整処理においては、燃焼量の差分を基準量より小さくするための目標値を実混合割合に基づいて設定する。この場合、暫定の目標値を基準混合割合に基づいて取得し、この暫定の目標値を実混合割合を用いて補正することで、目標値を算出する。例えば、噴射量を増加させる処理においては、噴射量の暫定の目標値を、基準混合割合を用いて且つ燃焼量の差分に基づいて取得し、この暫定の目標値を実混合割合を用いて補正することで目標値を算出する。これにより、噴射量を増加させる処理を行ったにもかかわらず、実混合割合に起因して噴射量が不足していたということが抑制される。
　なお、ステップＳ１０９，Ｓ１１１が燃焼制御部に対応する。
　ここで、１燃焼サイクルにおいては、筒内温度の上昇中に行われるパイロット噴射、メイン噴射、アフター噴射、筒内温度の低下中に行われるポスト噴射が、この順番で行われる。筒内酸素濃度は、パイロット噴射が行われるタイミングが最も大きく、メイン噴射、アフター噴射の順で小さくなり、ポスト噴射が行われるタイミングが最も小さくなる。
　筒内温度は、吸気開始後のパイロット噴射が行われるタイミングが最も低い低温であり、メイン噴射及びアフター噴射が行われるタイミングで十分に高い高温に上昇する。その後、筒内温度は、ピストンの膨張行程においてシリンダ容積の増加に伴って低下するが、ポスト噴射が行われるタイミングではパイロット噴射が行われるタイミングよりも高い中温になっている。燃焼室１１ａにおいては、例えば低温域を９００Ｋ以下とし、中温域を９００Ｋ～１１００Ｋとし、高温域が１１００Ｋ以上とする。
　１燃焼サイクルにおいては、燃料の噴射に伴ってＯＨラジカルが発生することで、ケトンやアルデヒド等の燃焼性分子の酸化により化学的な燃焼が開始される。ＯＨラジカルを発生させる反応としては、不活性ＨＯ２ラジカルとアルケンから生成された過酸化水素Ｈ２Ｏ２がＯＨラジカルに分解される分解反応と、炭化水素に酸素が付与され、燃焼性分子が生成される過程でＯＨラジカルの生成及び消費を繰り返す連鎖分岐反応とが挙げられる。連鎖分岐反応については、ＯＨラジカルの生成量と消費量とがほぼ同じであり、ＯＨラジカルに寄与する成分を推定することは、燃焼性分子の生成量を推定することと同義である。
　燃料の各分子構造種には、連鎖分岐反応の過程でＯＨラジカルを生成しやすい生成分子と、ＯＨラジカルを生成しにくいインヒビター分子とが含まれている。生成分子としては直鎖パラフィン類があり、インヒビター分子としては芳香族類がある。燃料においては、連鎖分岐反応だけでなくどの場合でも、生成分子とインヒビター分子との密度分布に応じて着火のしやすさが異なる。ただし、高温域においてＨ２Ｏ２の分解が過剰の場合は、ＯＨラジカルの生成状態と噴霧内外の流体的な乱れとに応じて着火時期が変化する。生成分子とインヒビター分子との密度分布は、連鎖分岐反応により生成されるＯＨラジカル分布の時系列に沿った発生位置に影響を与えるものであり、連鎖分岐反応の発生態様は燃料成分に相関しているといえる。
　燃料の噴射に伴う着火の生じやすさは、その時の筒内温度がどの温度域にあるのかによって変わる。図２５に示すように、筒内温度が９００Ｋ以下の低温域においては、Ｈ２Ｏ２が分解されにくく、Ｈ２Ｏ２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が非常に少ない。その一方で、燃料成分のうち、分子内異性化により水素を引き抜き歪エネルギーの小さい構造を持つことができる成分による連鎖分岐反応が発生しやすく、この連鎖分岐反応に関わるＯＨラジカルの生成量が比較的多くなっている。この場合、生成分子が数多く存在していることで連鎖分岐反応が発生しやすく、Ｈ２Ｏ２の分解反応は発生しにくい。
　これに対して、発明者らは、パイロット噴射が行われる温度域である低温域では、燃料成分に対する着火時期の依存度が高いという知見を得た。この場合、実混合割合によっては、高温時のＨ２Ｏ２分解に伴うＯＨラジカル生成とβ開裂により炭素数が１～３個（Ｃ１～Ｃ３）のケトンやアルデヒド等の燃焼性分子に強制的に分解されて着火が行われる場合に比べて、着火遅れが生じやすくなる。
　低温域から筒内温度が高くなるにつれて、連鎖分岐反応によるＯＨラジカルの生成量が徐々に減少するとともに、Ｈ２Ｏ２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が急激に増加する。
　例えば、筒内温度が９００Ｋ～１１００Ｋの中温域においては、Ｈ２Ｏ２が分解しやすくなっているものの、Ｈ２Ｏ２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が温度上昇に伴っても急増はしていない。この場合、燃料成分による連鎖分岐反応によって生成するＯＨラジカルに比べ、Ｈ２Ｏ２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が多くなる。そして、連鎖分岐反応が起こる歪エネルギーの小さい構造を形成する前に炭素数１～３個の構造を持つ分子が増加し、連鎖分岐反応は徐々に減少する。
　これに対して、発明者らは、ポスト噴射が行われる温度域である中温域での着火時期について、連鎖分岐反応を起こす燃料成分としての生成分子に依存する着火遅れと、生成分子等の燃料成分に感度を持たないＨ２Ｏ２の分解反応による着火遅れとを考慮する必要がある、という知見を得た。このため、中温域においては、燃料成分に対する着火時期の依存度がパイロット噴射の行われる低温域に比べて低く、実混合割合によっては、ポスト噴射の方がパイロット噴射に比べて着火遅れが生じにくくなる。
　また、筒内温度が１１００Ｋ以上の高温域においては、Ｈ２Ｏ２が分解しやすく、Ｈ２Ｏ２の分解反応によるＯＨラジカルの生成量が温度上昇に伴って急激に増加している。その一方で、燃料成分による連鎖分岐反応を起こす分子が減少し、連鎖分岐反応によるＯＨラジカルの生成量が非常に少なくなっている。これに対して、発明者らは、メイン噴射やアフター噴射が行われる温度域である高温域では、着火時期が燃料の化学的な燃焼に影響されることがほぼない、という知見を得た。このため、実混合割合によっては、メイン噴射やアフター噴射の方がポスト噴射に比べて着火遅れが生じにくくなる。
　ここまで説明した第１実施形態の作用効果を、以下に説明する。
　第１実施形態によれば、実燃料のメイン燃焼領域及びアフター燃焼領域が実混合割合に基づいて個別に推定される。このため、メイン噴射とアフター噴射とで筒内環境等が異なっていることに起因して、メイン燃焼領域とアフター燃焼領域とで実混合割合から受ける影響が異なっていたとしても、これら燃焼領域の相対的な位置関係を適正に管理できる。この場合、メイン燃焼領域とアフター燃焼領域とが互いに近いことでアフター燃焼が不完全燃焼になってスモークの発生量が増加するということや、これら燃焼領域が互いに遠いことでアフター燃焼によるスモークの酸化率が低下するということを抑制できる。したがって、様々な性状を有する燃料のいずれが使用された場合でも、アフター噴射により排気エミッションや内燃機関１０の出力を適正化できる。
　第１実施形態によれば、メイン噴射及びアフター噴射のそれぞれについて、噴射量、低位発熱量、ペネトレーション及び拡散状態という４つの噴射パラメータを用いてメイン燃焼状態及びアフター燃焼状態が推定されている。この場合、例えば、実混合割合に対して関数やマップ、モデルを用いてメイン燃焼状態が直接的に推定される構成に比べて、関数やマップ、モデルに関する推定結果の依存度を低くすることや、関数やマップ、モデルの作成難易度を下げることが可能になる。このため、メイン燃焼状態やアフター燃焼状態の推定精度を高めることができる。
　第１実施形態によれば、アフター燃焼領域やアフター燃焼量の調整処理が実混合割合に基づいて行われるため、これら調整処理を行ったにもかかわらず燃焼距離Ｌや燃焼量の「ずれ」が基準距離や基準量内に含まれない、という事態の発生を抑制できる。このため、実混合割合を用いることでメイン噴射及びアフター噴射についての燃焼量や燃焼領域の推定精度を高めた構成において、その高い推定精度を内燃機関１０の制御に有効に活用できる。
　第１実施形態によれば、燃料座標系の座標軸として進行軸Ｎが実混合割合に基づいて設定されているため、実混合割合に関係なく１つの座標軸が設定された構成に比べて、代表位置Ｆ１，Ｇ１の取得精度を高めることができる。これは、メイン噴霧体Ｆ及びアフター噴霧体Ｇについて、それぞれの前端部が代表位置Ｆ１，Ｇ１になるように進行軸Ｎが設定されていることで、噴霧体における相対的な位置をメイン噴霧体Ｆとアフター噴霧体Ｇとでほぼ同じにできるためである。
　第１実施形態によれば、メイン噴霧体Ｆの代表位置Ｆ１及びアフター噴霧体Ｇの代表位置Ｇ１が個別に取得されるため、メイン燃焼領域とアフター燃焼領域との相対的な位置関係を数値化することができる。したがって、これら燃焼領域の位置関係を管理する上で処理負担を低減することが可能になる。
　第１実施形態によれば、メイン噴射及びアフター噴射から所定時間Δｔだけ経過したタイミングｔａ，ｔｂにて、メイン噴霧体Ｆａの代表位置Ｆ１及びアフター噴霧体Ｇａの代表値Ｇ１が取得される。この場合、メイン噴射及びアフター噴射のそれぞれが受ける筒内環境の影響が極力小さい段階で代表位置Ｆ１，Ｇ１が取得されるため、取得精度を高めることができる。例えば、タイミングｔｂにて代表位置Ｆ１，Ｇ１の両方が取得される構成では、タイミングｔｂでのメイン噴霧体Ｆｂが筒内流速など筒内環境の影響を大きく受けていると考えられ、このメイン噴霧体Ｆｂの代表位置Ｆ１の取得精度が低下しやすい。
　（第２実施形態）
　上記第１実施形態では、メイン噴射及びアフター噴射について、代表位置Ｆ１，Ｇ１がそれぞれの燃焼領域を用いて取得されていたが、第２実施形態では、代表位置Ｆ１，Ｇ１がそれぞれのペネトレーション及び拡散状態を用いて取得される。ここでは、本実施形態のアフター制御処理について図２６～図２８のフローチャートを参照しつつ説明する。
　図２６において、ステップＳ４０１～Ｓ４０６では、上記第１実施形態のステップＳ１０１～Ｓ１０６と同じ処理を行う。ただし、ステップＳ４０５のメイン推定処理、及びステップＳ４０６のアフター推定処理については、燃焼量及び燃焼領域という２つの燃焼パラメータの推定を行わない。なお、ステップＳ４０１が混合取得部に対応する。
　メイン推定処理については、図２７において、ステップＳ５０１～Ｓ５０３にて、上記第１実施形態のステップＳ２０１，Ｓ２０３，Ｓ２０４と同じ処理を行う。なお、ステップＳ５０２が、メイン噴射についてのペネトレーションを推定する貫徹力推定部に対応する。
　ステップＳ５０４では、メイン噴射についての噴射量、ペネトレーション及び拡散状態に基づいてメイン噴霧体Ｆの形状や位置を推定する。例えば、噴射量、ペネトレーション及び拡散状態に対して所定の関数やマップ、モデルなどを用いることでメイン噴霧体Ｆを推定する。ここでは、少なくともタイミングｔａ，ｔｂ，ｔｃについてのメイン噴霧体Ｆの形状や位置を推定する。なお、噴射量、ペネトレーション及び拡散状態の少なくとも１つを用いることでメイン噴霧体Ｆを推定してもよい。
　ステップＳ５０５，Ｓ５０６では、上記第１実施形態のステップＳ２０７，Ｓ２０８と同じ処理を行う。なお、ステップＳ５０６は、メイン噴霧体Ｆの代表位置Ｆ１を取得するメイン位置取得部に対応する。
　アフター推定処理については、図２８において、ステップＳ６０１～Ｓ６０３にて、上記第１実施形態のステップＳ３０１，Ｓ３０３，Ｓ３０４と同じ処理を行う。なお、ステップＳ６０２が、アフター噴射についてのペネトレーションを推定する貫徹力推定部に対応する。
　ステップＳ６０４では、アフター噴射についての噴射量、ペネトレーション及び拡散状態に基づいてアフター噴霧体Ｇの位置や形状を推定する。例えば、噴射量、ペネトレーション及び拡散状態に対して所定の関数やマップ、モデルなどを用いることでアフター噴霧体Ｇを推定する。ここでは、少なくともタイミングｔｂ，ｔｃについてのアフター噴霧体Ｇの形状や位置を推定する。なお、メイン噴霧体Ｆと同様に、噴射量、ペネトレーション及び拡散状態の少なくとも１つを用いることでアフター噴霧体Ｇを推定してもよい。
　ステップＳ６０５では、上記第１実施形態のステップＳ３０７と同じ処理を行う。なお、ステップＳ６０５は、アフター噴霧体Ｇの代表位置Ｇ１を取得するアフター位置取得部に対応する。
　図２６に戻り、アフター推定処理の後、ステップＳ４０７では、メイン噴射のペネトレーションとアフター噴射のペネトレーションとの差分を、メイン噴射を基準としたペネトレーション減少量として取得する。
　ステップＳ４０８では、ペネトレーション減少量が適正であるか否かを判定する。ここで、基準燃料について、筒内環境に応じたペネトレーション減少量のデータが試験等によりあらかじめ取得されており、このデータがメモリ８０ｂに記憶されている。ここでは、メモリ８０ｂから基準燃料のペネトレーション減少量を読み込み、この基準燃料のペネトレーション減少量と実燃料のペネトレーション減少量との「ずれ」を差分として算出し、この差分が基準量より小さいか否かを判定する。差分が基準量より小さくない場合、実燃料のペネトレーション減少量が適正でないとして、ステップＳ４０９に進む。
　ステップＳ４０９では、ペネトレーション減少量の差分が基準量より小さくなるように、アフター噴射のペネトレーションについて調整処理を行う。ここでは、実燃料のペネトレーション減少量が基準燃料のペネトレーション減少量より大きい場合には、噴射量を減少させる処理や、燃料の噴射段数を増加させる処理、噴射圧力を減少させる処理などを行う。この場合、アフター噴射の燃料がメイン燃焼領域に突入しにくくなり、アフター噴射の燃料が不完全燃焼に陥ることが抑制されるため、排気エミッションが適正化される。
　一方、実燃料のペネトレーション減少量が基準燃料のペネトレーション減少量より小さい場合には、噴射量を増加させる処理や、燃料の噴射段数を減少させる処理、噴射圧力を増加させる処理などを行う。この場合、アフター噴射の燃料がメイン燃焼領域に接近しやすくなり、メイン燃焼により生じたスモークの酸化が促されるため、内燃機関１０の出力が適正に増加する。
　第２実施形態によれば、メイン噴射のペネトレーション及びアフター噴射のペネトレーションが実混合割合に基づいて推定される。このため、メイン噴射とアフター噴射とで筒内環境等が異なっていることに起因して、メイン噴射とアフター噴射とでペネトレーションが実混合割合から受ける影響が異なっていたとしても、これらペネトレーションの相対関係を適正に管理できる。この場合、上記第１実施形態と同様に、アフター噴射によるスモークの発生量が増加するということや、アフター噴射によるスモークの酸化率が低下するということを抑制できる。
　（他の実施形態）
　以上、発明の好ましい実施形態について説明したが、発明は上述した実施形態に何ら制限されることなく、以下に例示するように種々変形して実施することが可能である。各実施形態で具体的に組合せが可能であることを明示している部分同士の組合せばかりではなく、特に組合せに支障が生じなければ、明示してなくとも実施形態同士を部分的に組み合せることも可能である。
　変形例１として、混合割合推定部８２が、複数の燃焼特性値に基づき分子構造種の混合割合を推定するのではなく、燃料の一般性状をセンサで検出し、その検出結果に基づき上記混合割合を推定してもよい。上記一般性状の具体例としては、燃料の密度、動粘度、蒸留温度等が挙げられる。
　また、混合割合推定部８２による推定結果と、上記センサの検出結果の両方に基づいて、上記混合割合を推定してもよい。例えば、推定結果及び検出結果のいずれか一方に基づいて推定された混合割合を、他方に基づいて補正すればよい。また、分子構造種に応じて異なる手法で推定してもよい。例えば、第１の分子構造種の混合割合については、混合割合推定部８２による推定結果に基づいて推定し、第２の分子構造種の混合割合については、上記センサの検出結果に基づいて推定する。
　変形例２として、燃料に含まれた分子構造種の混合割合を推定するのではなく、燃料に含まれている水素や炭素、硫黄、窒素、酸素といった成分の混合割合を推定してもよい。例えば、平均炭素数や平均水素数、水素数と炭素数との比であるＨＣ比などが、水素や炭素についての混合割合として挙げられる。この構成では、各種成分の混合割合に基づいて、噴射量等の噴射パラメータや燃焼量等の燃焼パラメータが推定される。この場合、実燃料に含まれた成分が異なっていたり成分の混合割合が異なっていたりしても、今回のメイン噴射およびアフター噴射による燃焼状態を適正に推定できる。なお、平均炭素数等の燃料成分を中間パラメータと称することもできる。
　変形例３として、上記第１実施形態のステップＳ１０９等の調整処理や、上記第２実施形態のステップ４０９の調整処理が、実混合割合に基づいて行われるのではなく、実混合割合に関係なく行われてもよい。例えば、上記第１実施形態において、ステップＳ２０６，Ｓ３０６にて実混合割合に基づいて燃焼領域が推定された後、ステップＳ１０９において、燃焼領域を調整するために目標噴射圧力等が実混合割合に関係なく設定される構成とする。
　変形例４として、メイン噴射及びアフター噴射について、燃焼量等の燃焼パラメータを、噴射量等の４つの噴射パラメータの少なくとも１つを用いて推定してもよい。例えば、燃焼領域をペネトレーションだけを用いて推定する。この場合でも、４つの噴射パラメータが互いに相関関係にあることに起因して、燃焼領域を推定する上である程度の推定精度を確保することができる。
　変形例５として、ポスト燃焼について、低位発熱量を噴射パラメータとして用いるのではなく、高位発熱量を噴射パラメータとして用いてもよい。また、低位発熱量及び高位発熱量の両方を含んだ発熱量を噴射パラメータとして用いてもよい。
　変形例６として、実混合割合及び基準混合割合のそれぞれについて、噴射量等の噴射パラメータや燃焼量等の燃焼パラメータを個別に推定しなくてもよい。例えば、実混合割合と基準混合割合との差分を算出し、この差分に基づいて噴射パラメータや燃焼パラメータの差分を推定する。この場合、基準燃料の燃焼状態と実燃料の燃焼状態との「ずれ」を直接的に推定することになる。
　変形例７として、上記第１実施形態において、燃焼量等の燃焼パラメータを噴射量等の噴射パラメータを用いずに推定してもよい。例えば、燃焼量を、噴射パラメータに基づいて推定するのではなく、筒内圧センサ２１の検出信号及び実混合割合に基づいて推定する。この場合でも、燃焼量の推定に燃料の実混合割合を反映させることができる。
　変形例８として、メイン推定処置やアフター推定処理において、噴射パラメータとして、着火遅れ特性を推定してもよい。着火遅れ特性は、着火しやすさを示す特性であり、例えば、筒内環境が着火を促す状態にある場合について、燃料の着火が開始されるまでに要する時間で表現されるものである。筒内環境が着火を促す状態としては、例えば、筒内温度及び筒内圧が着火の発生にとって十分に高くなっている状態などが挙げられる。この場合、例えば燃焼量を、燃焼率を、ペネトレーション、拡散状態及び着火遅れ特定に基づいて推定してもよい。
　変形例９として、上記第２実施形態において、メイン噴射及びアフター噴射のそれぞれについて、実混合割合に基づいて燃料の噴射領域を推定してもよい。例えば、メイン推定処理及びアフター推定処置においては、メイン噴射及びアフター噴射のそれぞれについてペネトレーション及び拡散状態を推定し、これらペネトレーション及び拡散状態に基づいて噴射領域を推定する。そして、アフター制御処理においては、実燃料の噴射領域と基準燃料の噴射領域との「ずれ」を差分として算出し、この差分に基づいて噴射領域を調整する調整処理を行う。
　変形例１０として、噴霧体Ｆ，Ｇの前側端部が代表位置Ｆ１，Ｇ１とされるのではなく、噴霧体Ｆ，Ｇの中間位置や後側端部が代表位置Ｆ１，Ｇ１とされていてもよい。特に、進行軸Ｎに直交する方向を噴霧体Ｆ，Ｇの幅方向とした場合に、その幅方向において噴霧体Ｆ，Ｇの中心位置を代表位置Ｆ１，Ｇ１とする。ここで、幅方向において噴霧体Ｆ，Ｇの中心位置は、実混合割合や筒内環境によって変化しやすいと考えられる。このため、幅方向において噴霧体Ｆ，Ｇの中心位置を代表位置Ｆ１，Ｇ１とした構成では、進行軸Ｎを実混合割合に基づいて設定していることで、代表位置Ｆ１，Ｇ１の推定精度を適正に保つことができる。
　変形例１１として、燃料座標系は実混合割合に関係なく設定されてもよい。例えば、進行軸Ｎが、噴孔の延び方向とキャビティ１３ｂの内周面の形状とに基づいて設定された構成とする。ここで、実混合割合や筒内環境が変わっても噴霧体Ｆ，Ｇの前側端部の位置は変わりにくいと考えられる。このため、噴霧体Ｆ，Ｇの前側端部の位置が代表位置Ｆ１，Ｇ１とされている構成では、進行軸Ｎが実混合割合に関係なく設定されても、代表位置Ｆ１，Ｇ１の取得精度が低下しにくくなっている。
　変形例１２として、代表位置Ｆ１，Ｇ１は、噴霧体Ｆ，Ｇごとに異なる位置に設定されてもよい。例えば、メイン噴霧体Ｆについては前側端部を代表位置Ｆ１とし、アフター噴霧体Ｇについては後側端部を代表位置Ｇ１とする。この場合でも、代表位置Ｆ１，Ｇ１の離間距離を算出することで、噴霧体Ｆ，Ｇの位置関係を取得できる。
　変形例１３として、上記第１実施形態において、燃焼距離Ｌ１に基づいてアフター燃焼領域の調整処理を行うのではなく、この調整処理を燃焼距離Ｌ２に基づいて行ってもよい。すなわち、タイミングｔａ，ｔｂという異なるタイミングでの噴霧体Ｆａ，Ｇａについて代表位置Ｆ１，Ｇ１を比較するのではなく、同一のタイミングｔｂでの噴霧体Ｆｂ，Ｇｂについて代表位置Ｆ１，Ｇ１を比較する。この場合でも、代表位置Ｆ１，Ｇ１を用いてメイン噴霧体Ｆとアフター噴霧体Ｇとの位置関係を取得していることになる。
　変形例１４として、燃料の一般性状を検出する性状センサが設けられていてもよい。例えば、燃料の動粘度や密度を検出する性状センサが燃料タンクやコモンレールに設けられた構成とする。この構成では、燃料の平均炭素数や平均水素数が、性状センサの検出結果に基づいて推定されてもよい。
　変形例１５として、筒内温度は、温度検出素子２１ａにより検出されるのではなく、筒内圧センサ２１により検出された筒内圧に基づき推定してもよい。具体的には、筒内温度を、筒内圧力、シリンダ容積、シリンダ内のガス重量、ガス定数から演算して推定する。
　変形例１６として、燃焼システムの推定装置及び制御装置としてのＥＣＵ８０が提供する手段および／または機能は、実体的な記憶媒体に記録されたソフトウェアおよびそれを実行するコンピュータ、ソフトウェアのみ、ハードウェアのみ、あるいはそれらの組合せによって提供することができる。例えば、燃焼システムの制御装置がハードウェアである回路によって提供される場合、それは多数の論理回路を含むデジタル回路、またはアナログ回路によって提供することができる。
　上述の第１の開示において、推定装置８０は、内燃機関１０を有する燃焼システムに適用される。推定装置８０は、混合取得部Ｓ１０１，Ｓ４０１と、メイン領域推定部Ｓ２０６と、アフター領域推定部Ｓ３０７と、を備える。混合取得部Ｓ１０１，Ｓ４０１は、内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する。メイン領域推定部Ｓ２０６は、燃料がメイン噴射により内燃機関の燃焼室１１ａに噴射されることで発生するメイン燃焼について、燃料の燃焼領域をメイン燃焼領域として、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する。アフター領域推定部Ｓ３０７は、１燃焼サイクル中のメイン噴射の後において、燃料がアフター噴射により燃焼室に噴射されることで発生するアフター燃焼について、燃料の噴射領域をアフター燃焼領域として、混合割合に基づいて推定する。
　第１の開示によれば、メイン燃焼領域及びアフター燃焼領域が推定されるため、これら燃焼領域の位置関係を把握することができる。この場合、メイン燃焼領域に対するアフター燃焼領域の相対的な位置を適正に管理することが可能になるため、アフター噴射の燃料によってスモークの発生量が増加することや、メイン噴射の燃料の燃焼量が低下することを抑制できる。
　しかも、メイン燃焼領域及びアフター燃焼領域の両方が、燃料に含まれた各種成分の混合割合に基づいて推定される。このため、燃料に含まれている成分が異なっていたり成分の混合割合が異なっていたりしても、メイン燃焼領域に対するアフター燃焼領域の相対的な位置を精度良く管理できる。したがって、様々な性状を有する燃料のいずれが使用された場合でも、アフター噴射により排気エミッションや内燃機関の出力を適正化することができる。
　上述の第２の開示において、推定装置８０は、内燃機関１０を有する燃焼システムに適用される。推定装置８０は、混合取得部Ｓ４０１と、メイン貫徹力推定部Ｓ５０２と、アフター貫徹力推定部Ｓ６０２と、を備える。混合取得部Ｓ４０１は、内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する。メイン貫徹力推定部Ｓ５０２は、燃料がメイン噴射により内燃機関の燃焼室１１ａに噴射される場合の燃料の貫徹力を、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する。アフター貫徹力推定部Ｓ６０２は、１燃焼サイクル中のメイン噴射の後において、燃料がアフター噴射により燃焼室に噴射される場合の燃料の貫徹力を、混合割合に基づいて推定する。
　第２の開示によれば、メイン噴射及びアフター噴射のそれぞれについて燃料の貫徹力が推定されるため、これら噴射にて燃料が霧状に拡散した場合に、メイン噴射によるメイン噴霧体とアフター噴射によるアフター噴霧体との位置関係を把握することができる。この場合、メイン噴霧体に対するアフター噴霧体の相対的な位置を適正に管理することが可能になるため、アフター噴射の燃料によってスモークの発生量が増加することや、メイン噴射の燃料の燃焼量が低下することを抑制できる。
　しかも、メイン噴射及びアフター噴射についての各貫徹力が各種成分の混合割合に基づいて推定される。このため、燃料に含まれている成分が異なっていたり成分の混合割合が異なっていたりしても、メイン噴霧体に対するアフター噴霧体の相対的な位置を精度良く管理できる。したがって、様々な性状を有する燃料のいずれが使用された場合でも、アフター噴射により排気エミッションや内燃機関の出力を適正化することができる。
　上述の第３の開示において、制御装置８０は、内燃機関１０を有する燃焼システムに適用される。制御装置８０は、混合取得部Ｓ１０１，Ｓ４０１と、メイン領域推定部Ｓ２０６と、アフター領域推定部Ｓ３０７と、燃焼制御部Ｓ１０９，Ｓ１１１，Ｓ４０９と、を備える。混合取得部Ｓ１０１，Ｓ４０１は、内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する。メイン領域推定部Ｓ２０６は、燃料がメイン噴射により内燃機関の燃焼室１１ａに噴射されることで発生するメイン燃焼について、燃料の燃焼領域をメイン燃焼領域として、混合取得部により取得された混合割合に基づいて推定する。アフター領域推定部Ｓ３０７は、１燃焼サイクル中のメイン噴射の後において、燃料がアフター噴射により燃焼室に噴射されることで発生するアフター燃焼について、燃料の噴射領域をアフター燃焼領域として、混合割合に基づいて推定する。燃焼制御部Ｓ１０９，Ｓ１１１，Ｓ４０９は、メイン領域推定部及びアフター領域推定部の各推定結果に基づいて、燃焼システムの制御を行う。
　第３の開示によれば、上記第１の開示と同様の効果を奏する。
　本開示は、実施例に準拠して記述されたが、本開示は当該実施例や構造に限定されるものではないと理解される。本開示は、様々な変形例や均等範囲内の変形をも包含する。加えて、様々な組み合わせや形態、さらには、それらに一要素のみ、それ以上、あるいはそれ以下、を含む他の組み合わせや形態をも、本開示の範疇や思想範囲に入るものである。

Claims (9)

  1. 　内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された推定装置（８０）であって、
    　前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１，Ｓ４０１）と、
    　前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射されることで発生するメイン燃焼について、前記燃料の燃焼領域をメイン燃焼領域として、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定するメイン領域推定部（Ｓ２０６）と、
    　１燃焼サイクル中の前記メイン噴射の後において、前記燃料がアフター噴射により前記燃焼室に噴射されることで発生するアフター燃焼について、前記燃料の噴射領域をアフター燃焼領域として、前記混合割合に基づいて推定するアフター領域推定部（Ｓ３０７）と、
    を備えている燃焼システムの推定装置。
  2. 　前記メイン噴射による噴射量を、前記混合割合に基づいて推定するメイン噴射量推定部（Ｓ２０１）と、
    　前記メイン燃焼における前記燃料の発熱量を、前記混合割合に基づいて推定するメイン発熱量推定部（Ｓ２０２）と、
    　前記メイン噴射による前記燃料の貫徹力を、前記混合割合に基づいて推定するメイン貫徹力推定部（Ｓ２０３）と、
    　前記メイン噴射による前記燃料の拡散状態を、前記混合割合に基づいて推定するメイン拡散推定部（Ｓ２０４）と、
    の少なくとも１つを備え、
    　前記メイン領域推定部は、前記メイン噴射についての前記噴射量、前記発熱量、前記貫徹力及び前記拡散状態の少なくとも１つに基づいて、前記メイン燃焼領域を推定する請求項１に記載の燃焼システムの推定装置。
  3. 　前記アフター噴射による噴射量を、前記混合割合に基づいて推定するアフター噴射量推定部（Ｓ３０１）と、
    　前記アフター燃焼における前記燃料の発熱量を、前記混合割合に基づいて推定するアフター発熱量推定部（Ｓ２０２）と、
    　前記アフター噴射による前記燃料の貫徹力を、前記混合割合に基づいて推定するアフター貫徹力推定部（Ｓ２０３）と、
    　前記アフター噴射による前記燃料の拡散状態を、前記混合割合に基づいて推定するアフター拡散推定部（Ｓ２０４）と、
    の少なくとも１つを備え、
    　前記アフター領域推定部は、前記アフター噴射についての前記噴射量、前記発熱量、前記貫徹力及び前記拡散状態の少なくとも１つに基づいて、前記アフター燃焼領域を推定する請求項１又は２に記載の燃焼システムの推定装置。
  4. 　前記メイン燃焼領域及び前記アフター燃焼領域の位置を取得するための燃料座標系を、前記混合割合に基づいて設定する座標設定部（Ｓ２０７）と、
    　前記座標設定部により設定された前記燃料座標系において、前記メイン燃焼領域の所定の代表位置（Ｆ１）を取得するメイン位置取得部（Ｓ２０８）と、
    　前記燃料座標系において、前記アフター燃焼領域の所定の代表位置（Ｇ１）を取得するアフター位置取得部（Ｓ３０７）と、
    を備えている請求項１～３のいずれか１つに記載の燃焼システムの推定装置。
  5. 　前記燃料座標系において、前記メイン位置取得部により取得された前記メイン燃焼領域の代表位置と、前記アフター位置取得部により取得された前記アフター燃焼領域の代表位置との離間距離を取得する距離取得部（Ｓ１０７）を備えている請求項４に記載の燃焼システムの推定装置。
  6. 　前記メイン位置取得部は、前記メイン噴射の開始からあらかじめ定められた所定時間（Δｔ）だけ経過した第１タイミング（ｔａ）での前記メイン燃焼領域の代表位置を取得するものであり、
    　前記アフター位置取得部は、前記アフター噴射の開始から前記所定時間だけ経過した第２タイミング（ｔｂ）での前記アフター燃焼領域の代表位置を取得するものである請求項４又は５に記載の燃焼システムの推定装置。
  7. 　内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された推定装置（８０）であって、
    　前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ４０１）と、
    　前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射される場合の前記燃料の貫徹力を、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定するメイン貫徹力推定部（Ｓ５０２）と、
    　１燃焼サイクル中の前記メイン噴射の後において、前記燃料がアフター噴射により前記燃焼室に噴射される場合の前記燃料の貫徹力を、前記混合割合に基づいて推定するアフター貫徹力推定部（Ｓ６０２）と、
    を備えている燃焼システムの推定装置。
  8. 　内燃機関（１０）を有する燃焼システムに適用された制御装置（８０）であって、
    　前記内燃機関での燃焼に用いる燃料に含まれた各種成分の混合割合を取得する混合取得部（Ｓ１０１，Ｓ４０１）と、
    　前記燃料がメイン噴射により前記内燃機関の燃焼室（１１ａ）に噴射されることで発生するメイン燃焼について、前記燃料の燃焼領域をメイン燃焼領域として、前記混合取得部により取得された前記混合割合に基づいて推定するメイン領域推定部（Ｓ２０６）と、
    　１燃焼サイクル中の前記メイン噴射の後において、前記燃料がアフター噴射により前記燃焼室に噴射されることで発生するアフター燃焼について、前記燃料の噴射領域をアフター燃焼領域として、前記混合割合に基づいて推定するアフター領域推定部（Ｓ３０７）と、
    　前記メイン領域推定部及び前記アフター領域推定部の各推定結果に基づいて、前記燃焼システムの制御を行う燃焼制御部（Ｓ１０９，Ｓ１１１，Ｓ４０９）と、
    を備えている燃焼システムの制御装置。
  9. 　前記燃焼制御部は、前記メイン領域推定部及び前記アフター領域推定部の各推定結果に加えて、前記混合割合に基づいて、前記燃焼システムの制御を行うものである請求項８に記載の燃焼システムの制御装置。
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