WO2018012311A1 - 内燃機関の制御装置および内燃機関の制御方法 - Google Patents

内燃機関の制御装置および内燃機関の制御方法 Download PDF

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英之 小川
柴田　元
賢治 山▲崎▼
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Definitions

  • the present invention relates to an internal combustion engine control apparatus and an internal combustion engine control method.
  • the present invention relates to a control device and a control method applied to an internal combustion engine including a fuel reforming cylinder that can function as a fuel reformer.
  • Patent Document 1 an internal combustion engine having a fuel reforming cylinder and an output cylinder is known (for example, Patent Document 1).
  • This type of internal combustion engine reforms fuel in a fuel reforming cylinder.
  • An engine output is obtained by burning the reformed fuel (hereinafter referred to as reformed fuel) in the output cylinder.
  • fuel such as light oil or heavy oil is supplied to the fuel reforming cylinder, and the air-fuel mixture having a high equivalence ratio is adiabatically compressed in the fuel reforming cylinder.
  • the fuel is reformed in a high-temperature and high-pressure environment, and a reformed fuel (high octane fuel) having high antiknock properties such as hydrogen, carbon monoxide, and methane is generated.
  • the reformed fuel is supplied to the output cylinder together with air, and the engine output is obtained by burning the lean air-fuel mixture (uniform lean combustion) in the output cylinder.
  • Patent Document 1 discloses that the amount of fuel supplied to the fuel reforming cylinder is changed according to the required output (required engine output). For example, the amount of fuel supplied to the fuel reforming cylinder is increased as the required output increases.
  • the inventors of the present invention have obtained new knowledge that it is possible to cope with the change in the required output by adjusting the concentration of each gas component in the reformed fuel (gas composition of the reformed fuel). It was.
  • anti-knock properties are desired to ensure ignitability.
  • Examples of the reformed fuel having a high antiknock property include hydrogen, carbon monoxide, and methane.
  • examples of the reformed fuel having a relatively low antiknock property include ethane, propane, and butane.
  • the inventors of the present invention have an influence on the concentration of each gas component in the reformed fuel by the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder and the gas temperature in the fuel reforming cylinder at the time of fuel reforming. New knowledge was obtained. In addition, it is possible to adjust the concentration of each gas component in the reformed fuel using the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder and the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming as parameters. did.
  • the present invention has been made in view of such a point, and an object of the present invention is to provide an internal combustion engine having a fuel reforming cylinder and an output cylinder in reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder.
  • An object of the present invention is to provide an internal combustion engine control device and an internal combustion engine control method capable of adjusting the concentration of a gas component.
  • the solution means of the present invention includes a fuel reforming cylinder capable of functioning as a fuel reformer, and a reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder.
  • a control device applied to an internal combustion engine having an output cylinder that obtains engine output by combustion of fuel is assumed. Then, the control device for the internal combustion engine is configured so that the concentration of a specific gas component in the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder becomes a target concentration defined according to the engine required output.
  • a gas temperature adjusting unit is provided for adjusting the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming according to the equivalence ratio in the reforming cylinder.
  • the target concentration of a specific gas component in the reformed fuel produced in the fuel reforming cylinder is defined according to the engine required output.
  • the gas temperature adjusting unit adjusts the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder so that the concentration of the specific gas component becomes the target concentration. adjust. That is, the gas temperature in the fuel reforming cylinder at the time of fuel reforming is adjusted so that the concentration of a specific gas component is obtained as the target concentration according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder. This makes it possible to adjust the output obtained by the combustion of the reformed fuel in the output cylinder to the engine required output without significantly changing the amount of fuel supplied into the fuel reforming cylinder.
  • the fuel reforming cylinder is configured as a reciprocating type in which a piston reciprocates in the cylinder, and the gas temperature adjusting unit is configured at a timing when the piston reaches a compression top dead center in the fuel reforming cylinder.
  • the gas temperature in the fuel reforming cylinder is preferably adjusted according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder.
  • the timing which a gas temperature adjustment part makes gas temperature adjustment object can be specified specifically. Thereby, simplification of gas temperature adjustment control can be achieved.
  • the gas temperature adjusting unit may increase the target concentration of hydrogen or carbon monoxide as a gas component in the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder as the fuel reforming cylinder at the time of fuel reforming. It is preferable that the inside gas temperature is set to be high.
  • a gas temperature estimating unit configured to estimate a gas temperature in the fuel reforming cylinder at a timing when the piston reaches compression top dead center; and the gas temperature adjusting unit is estimated by the gas temperature estimating unit.
  • the temperature adjustment operation is performed in accordance with a deviation between the gas temperature and the gas temperature at which the concentration of the specific gas component in the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder becomes the target concentration. preferable.
  • the gas temperature in the fuel reforming cylinder at the timing when the piston reaches compression top dead center is changed to the gas temperature at which the concentration of a specific gas component in the reformed fuel becomes the target concentration. Can be adjusted. This makes it possible to set the concentration of a specific gas component to the target concentration.
  • the gas temperature adjusting unit is configured to adjust the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming by adjusting the temperature of the intake gas introduced into the fuel reforming cylinder. Preferably it is.
  • the gas temperature adjusting unit may be configured to adjust a gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming by adjusting an effective compression ratio of the fuel reforming cylinder.
  • the gas temperature adjusting unit is configured to adjust the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming by adjusting the oxygen concentration of the intake gas introduced into the fuel reforming cylinder. It may be.
  • the temperature of the intake gas introduced into the fuel reforming cylinder, the effective compression ratio of the fuel reforming cylinder, the oxygen concentration of the intake gas introduced into the fuel reforming cylinder (partial oxidation reaction amount in the reforming reaction) It is possible to adjust the gas temperature in the fuel reforming cylinder at the time of fuel reforming by adjusting any of (the oxygen concentration that determines). By adjusting the gas temperature in the fuel reforming cylinder, the concentration of a specific gas component can be set to the target concentration.
  • a lower limit value of the fuel reforming cylinder temperature is set according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder, and the higher the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder, the higher the fuel reforming cylinder temperature.
  • the lower limit is preferably set high.
  • control method of the internal combustion engine implemented by the control device for the internal combustion engine according to each solution described above is also within the scope of the technical idea of the present invention. That is, a fuel reforming cylinder capable of functioning as a fuel reformer and an output cylinder that is supplied with reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder and obtains engine output by combustion of the reformed fuel are provided. A control method applied to an internal combustion engine is assumed. Then, the control method for the internal combustion engine is such that the concentration of a specific gas component in the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder becomes a target concentration defined according to the engine required output. The gas temperature in the fuel reforming cylinder is adjusted during fuel reforming according to the equivalence ratio in the reforming cylinder.
  • the output obtained by combustion of the reformed fuel in the output cylinder can be adjusted to the engine required output without significantly changing the amount of fuel supplied into the fuel reforming cylinder. Is possible.
  • the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder is set so that the concentration of the specific gas component in the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder becomes the target concentration defined according to the engine required output. Accordingly, the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming is adjusted. For this reason, it is possible to adjust the output obtained by the combustion of the reformed fuel in the output cylinder to the engine required output without significantly changing the amount of fuel supplied into the fuel reforming cylinder.
  • FIG. 1 is a diagram showing a system configuration of an internal combustion engine according to an embodiment. It is a figure which shows schematic structure of the control system of an internal combustion engine. It is a figure which shows the relationship between an equivalence ratio and compression end gas temperature, and a reforming reaction possible region. It is a figure which shows an example of the relationship between compression end gas temperature and the hydrogen concentration in reformed fuel. It is a figure which shows an example of the relationship between compression end gas temperature and the carbon monoxide density
  • FIG. 1 is a diagram showing a system configuration of an internal combustion engine according to the present embodiment.
  • the internal combustion engine 1 includes a fuel reforming cylinder 2 and an output cylinder 3.
  • the internal combustion engine 1 includes an intake system 4 and a reformed fuel as a piping system for supplying (introducing) gas or discharging (derived) gas to the fuel reforming cylinder 2 and the output cylinder 3.
  • a supply system 5, an exhaust system 6, an EGR system 7, and an output cylinder bypass system 8 are provided.
  • the fuel reforming cylinder 2 and the output cylinder 3 are both configured as a reciprocating type. Specifically, each of the cylinders 2 and 3 is configured such that pistons 22 and 32 are reciprocally accommodated in cylinder bores 21 and 31 formed in a cylinder block (not shown).
  • a fuel reforming chamber 23 is formed by a cylinder bore 21, a piston 22, and a cylinder head (not shown).
  • a combustion chamber 33 is formed by a cylinder bore 31, a piston 32, and a cylinder head (not shown).
  • the internal combustion engine 1 includes four cylinders in a cylinder block, one of which is configured as a fuel reforming cylinder 2, and the other three cylinders are configured as an output cylinder 3. Yes.
  • the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder 2 is supplied to each output cylinder 3.
  • the number of each cylinder 2 and 3 is not limited to this.
  • the cylinder block may include six cylinders, two of which may be configured as the fuel reforming cylinder 2, and the other four cylinders may be configured as the output cylinder 3.
  • the pistons 22 and 32 of the cylinders 2 and 3 are connected to the crankshaft 11 via connecting rods 24 and 34, respectively.
  • the crankshaft 11 can be connected to the screw shaft of the ship via a clutch mechanism (not shown).
  • the piston 22 of the fuel reforming cylinder 2 and the piston 32 of the output cylinder 3 are connected to each other via the connecting rods 24 and 34 and the crankshaft 11. Therefore, power transmission between the cylinders 2 and 3 and transmission of power output from the cylinders 2 and 3 to the screw shaft are possible.
  • the fuel reforming cylinder 2 is provided with an injector 25 that supplies fuel such as light oil to the fuel reforming chamber 23 as fuel before reforming.
  • the fuel is supplied from the injector 25, so that the air-fuel mixture having a high equivalence ratio is adiabatically compressed.
  • the fuel is reformed in a high-temperature and high-pressure environment, and a reformed fuel having high antiknock properties such as hydrogen, carbon monoxide, and methane is generated.
  • the output cylinder 3 is provided with an injector 35 for supplying fuel such as light oil to the combustion chamber 33.
  • fuel such as light oil
  • the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder 2 is supplied together with air, and in this combustion chamber 33, a small amount of fuel injected from the premixed compression auto-ignition combustion of the lean air-fuel mixture or the injector 35. Propagated flame combustion is performed using the ignition of Thereby, the crankshaft 11 rotates with the reciprocation of the piston 32, and an engine output is obtained.
  • the intake system 4 introduces air (fresh air) into the fuel reforming chamber 23 of the fuel reforming cylinder 2 and the combustion chamber 33 of the output cylinder 3.
  • the intake system 4 includes a main intake passage 41, a fuel reforming cylinder intake passage 42 and an output cylinder intake passage 43 formed by branching the main intake passage 41 into two systems.
  • the main intake passage 41 is provided with a compressor wheel 12 a of the turbocharger 12.
  • the fuel reforming cylinder intake passage 42 communicates with the intake port of the fuel reforming cylinder 2.
  • An intake valve 26 is disposed between the intake port and the fuel reforming chamber 23 of the fuel reforming cylinder 2 so as to be openable and closable.
  • the fuel reforming cylinder intake passage 42 is provided with an intake air amount adjustment valve 45 whose opening can be adjusted.
  • the output cylinder intake passage 43 communicates with the intake port of the output cylinder 3.
  • An intake valve 36 is disposed between the intake port and the combustion chamber 33 of the output cylinder 3 so as to be openable and closable.
  • the output cylinder intake passage 43 is provided with an intake air cooler (intercooler) 44.
  • the reformed fuel supply system 5 supplies the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder 2 toward the combustion chamber 33 of the output cylinder 3.
  • the reformed fuel supply system 5 includes a reformed fuel supply passage 51.
  • the reformed fuel supply passage 51 is provided with a reformed fuel cooler 52.
  • the upstream end of the reformed fuel supply passage 51 communicates with the exhaust port of the fuel reforming cylinder 2.
  • An exhaust valve 27 is disposed between the exhaust port and the fuel reforming chamber 23 of the fuel reforming cylinder 2 so as to be openable and closable.
  • the downstream end of the reformed fuel supply passage 51 communicates with the output cylinder intake passage 43.
  • a mixer 53 is provided at a communication portion between the reformed fuel supply passage 51 and the output cylinder intake passage 43. Therefore, the reformed fuel generated in the fuel reforming cylinder 2 is mixed with the air flowing through the output cylinder intake passage 43 in the mixer 53 and supplied to the combustion chamber 33 of the output cylinder 3.
  • the exhaust system 6 discharges exhaust gas generated in the output cylinder 3.
  • the exhaust system 6 includes an exhaust passage 61.
  • the exhaust passage 61 is provided with a turbine wheel 12 b of the turbocharger 12.
  • the exhaust passage 61 communicates with the exhaust port of the output cylinder 3.
  • An exhaust valve 37 is disposed between the exhaust port and the combustion chamber 33 of the output cylinder 3 so as to be openable and closable.
  • the EGR system 7 includes a fuel reforming cylinder EGR system 7A and an output cylinder EGR system 7B.
  • the fuel reforming cylinder EGR system 7A supplies a part of the exhaust gas flowing through the exhaust passage 61 toward the fuel reforming chamber 23 of the fuel reforming cylinder 2.
  • the fuel reforming cylinder EGR system 7A includes a fuel reforming cylinder EGR passage 71.
  • the fuel reforming cylinder EGR passage 71 has an upstream end communicating with the exhaust passage 61 and a downstream end communicating with the downstream side of the intake amount adjusting valve 45 in the fuel reforming cylinder intake passage 42.
  • the fuel reforming cylinder EGR passage 71 is provided with an EGR gas cooler 72.
  • an EGR gas amount adjusting valve 73 is provided in the fuel reforming cylinder EGR passage 71 downstream of the EGR gas cooler 72 (on the fuel reforming cylinder intake passage 42 side).
  • the fuel reforming cylinder EGR system 7A is provided with a cooler bypass passage 74 for bypassing the EGR gas cooler 72 and allowing EGR gas to flow.
  • the cooler bypass passage 74 is provided with a bypass amount adjusting valve 75.
  • the output cylinder EGR system 7B returns a part of the exhaust gas flowing through the exhaust passage 61 to the combustion chamber 33 of the output cylinder 3.
  • the output cylinder EGR system 7B includes an output cylinder EGR passage 76.
  • the output cylinder EGR passage 76 has an upstream end communicating with the exhaust passage 61 and a downstream end communicating with the downstream side of the mixer 53 in the output cylinder intake passage 43.
  • the output cylinder EGR passage 76 is provided with an EGR gas cooler 77.
  • an EGR gas amount adjustment valve 78 is provided in the output cylinder EGR passage 76 downstream of the EGR gas cooler 77 (on the output cylinder intake passage 43 side).
  • the output cylinder bypass system 8 is for introducing the gas discharged from the fuel reforming cylinder 2 into the exhaust passage 61 without supplying the gas to the output cylinder 3 (by bypassing the output cylinder 3).
  • the output cylinder bypass system 8 includes an output cylinder bypass passage 81.
  • the output cylinder bypass passage 81 has an upstream end upstream of the reformed fuel cooler 52 in the reformed fuel supply passage 51 and a downstream end upstream of the EGR gas cooler 77 in the output cylinder EGR passage 76 (exhaust passage 61). Side).
  • the output cylinder bypass passage 81 is provided with a bypass amount adjusting valve 82.
  • the coolers 44, 52, 72, and 77 provided in each system described above use engine cooling water or seawater as a cooling heat source for cooling the gas. These coolers 44, 52, 72, 77 may be air-cooled.
  • FIG. 2 is a diagram illustrating a schematic configuration of a control system of the internal combustion engine 1.
  • the internal combustion engine 1 is provided with an ECU (Electronic Control Unit) 100 corresponding to a control device for controlling various actuators provided in the internal combustion engine 1.
  • the ECU 100 includes a CPU (Central Processing Unit), a ROM (Read Only Memory), a RAM (Random Access Memory), a backup RAM, and the like.
  • the ROM stores various control programs, maps that are referred to when the various control programs are executed, and the like.
  • the CPU executes arithmetic processing based on various control programs and maps stored in the ROM.
  • the RAM is a memory for temporarily storing calculation results in the CPU, data input from each sensor, and the like.
  • the backup RAM is a non-volatile memory that stores data to be saved when the system is stopped.
  • the internal combustion engine 1 intake air flow rate sensor 101, suction gas pressure sensor 102, the intake gas temperature sensor 103, the intake gas O 2 sensor 104, the exhaust pressure sensor 105, provided such a water temperature sensor 106 Yes.
  • the intake flow rate sensor 101 transmits an output signal corresponding to the flow rate of the intake air (air) flowing through the main intake passage 41 to the ECU 100.
  • the intake gas pressure sensor 102 transmits an output signal corresponding to the pressure of the intake gas flowing through the fuel reforming cylinder intake passage 42 to the ECU 100. Specifically, an output signal corresponding to the intake gas pressure downstream of the communicating portion of the fuel reforming cylinder EGR passage 71 with respect to the fuel reforming cylinder intake passage 42 is transmitted to the ECU 100.
  • the intake gas temperature sensor 103 transmits an output signal corresponding to the temperature of intake gas flowing through the fuel reforming cylinder intake passage 42 to the ECU 100. Specifically, an output signal corresponding to the intake gas temperature downstream of the communicating portion of the fuel reforming cylinder EGR passage 71 with respect to the fuel reforming cylinder intake passage 42 is transmitted to the ECU 100.
  • the intake gas O 2 sensor 104 transmits an output signal corresponding to the oxygen concentration in the intake gas flowing through the fuel reforming cylinder intake passage 42 to the ECU 100. Specifically, an output signal corresponding to the oxygen concentration in the intake gas downstream from the communicating portion of the fuel reforming cylinder EGR passage 71 with respect to the fuel reforming cylinder intake passage 42 is transmitted to the ECU 100.
  • the exhaust pressure sensor 105 transmits an output signal corresponding to the pressure of the exhaust gas flowing through the exhaust passage 61 to the ECU 100. Specifically, an output signal corresponding to the exhaust pressure upstream of the communicating portion of the fuel reforming cylinder EGR passage 71 with respect to the exhaust passage 61 is transmitted to the ECU 100.
  • the water temperature sensor 106 transmits an output signal corresponding to the temperature of the cooling water flowing in the cooling water passage 13 formed in the cylinder block to the ECU 100. Specifically, an output signal corresponding to the temperature of the coolant flowing in the coolant passage 13 formed around the fuel reforming cylinder 2 is transmitted to the ECU 100.
  • the ECU 100 is electrically connected to the injectors 25 and 35, the adjustment valves 45, 73, 75, 78, 82, and the like.
  • the intake valve 26 and the exhaust valve 27 of the fuel reforming cylinder 2 are provided with variable valve devices 28 and 29, respectively, and the opening / closing timing of the valves 26 and 27 can be adjusted.
  • the ECU 100 is also electrically connected to the variable valve devices 28 and 29.
  • the ECU 100 controls the fuel injection control (opening / closing control of the injectors 25, 35) of the injectors 25, 35 and the adjusting valves 45, 73, 75, 78, 82 based on the output signals of the various sensors 101 to 106. Open / close control (gas flow rate control) and open / close timing control of the valves 26 and 27 by the variable valve devices 28 and 29 are performed.
  • the air introduced into the main intake passage 41 is pressurized by the compressor wheel 12a of the turbocharger 12. Then, this air is divided into the fuel reforming cylinder intake passage 42 and the output cylinder intake passage 43. At this time, the flow rate of the intake air flowing through the fuel reforming cylinder intake passage 42 is adjusted by the intake air amount adjusting valve 45. Further, the EGR gas that has flowed through the fuel reforming cylinder EGR system 7A is introduced into the fuel reforming cylinder intake passage 42. At this time, the amount of EGR gas introduced into the fuel reforming cylinder intake passage 42 is adjusted by the EGR gas amount adjustment valve 73.
  • the temperature of the EGR gas introduced into the fuel reforming cylinder intake passage 42 is adjusted by the amount of EGR gas that bypasses the EGR gas cooler 72 according to the opening of the bypass amount adjusting valve 75.
  • air and EGR gas are introduced into the fuel reforming chamber 23 of the fuel reforming cylinder 2.
  • the flow rate is adjusted by the intake air flow rate adjusted by the opening amount of the intake air amount adjustment valve 45, the EGR gas flow rate adjusted by the opening amount of the EGR gas amount adjustment valve 73, and the opening amount of the bypass amount adjustment valve 75.
  • the temperature of the EGR gas is adjusted so that the equivalence ratio in the fuel reforming chamber 23 is set high and the gas temperature in the fuel reforming chamber 23 capable of satisfactorily reforming the fuel can be secured.
  • the opening amounts of the intake air amount adjusting valve 45, the EGR gas amount adjusting valve 73, and the bypass amount adjusting valve 75 are adjusted when the fuel is supplied from the injector 25 to the fuel reforming chamber 23 as will be described later.
  • the equivalence ratio in the mass chamber 23 is set to 2.5 or more (preferably 4.0 or more), for example, and the gas temperature in the fuel reforming chamber 23 is set to a value equal to or higher than the lower limit of the reforming reaction possible temperature. It is set according to an opening setting map created based on experiments and simulations in advance.
  • the amount of fuel supplied from the injector 25 is basically set according to the engine required output. Specifically, the valve opening period of the injector 25 is set so that a target fuel supply amount can be obtained according to the fuel pressure supplied to the injector 25. In addition, it is desirable that the valve opening timing of the injector 25 at this time is set so that the injection of the target fuel supply amount is completed before the intake stroke of the fuel reforming cylinder 2 is completed. If the air-fuel mixture can be mixed uniformly before the piston 22 reaches the vicinity of the compression top dead center, the fuel injection period may be continued halfway through the compression stroke. As a result, until the piston 22 reaches the compression top dead center, a homogeneous mixture (a mixture with a high equivalence ratio) is generated in the fuel reforming chamber 23.
  • a homogeneous mixture a mixture with a high equivalence ratio
  • the reformed fuel discharged from the fuel reforming chamber 23 is cooled in the reformed fuel cooler 52 when flowing through the reformed fuel supply passage 51.
  • pre-ignition of the reformed fuel in the output cylinder intake passage 43 and the combustion chamber 33 is suppressed.
  • the cooled reformed fuel is mixed with air flowing through the output cylinder intake passage 43 in the mixer 53 and supplied to the combustion chamber 33 of the output cylinder 3.
  • the EGR gas amount adjusting valve 78 is opened, and EGR gas is introduced into the combustion chamber 33 of the output cylinder 3 through the output cylinder EGR passage 76.
  • air, reformed fuel, and EGR gas are respectively introduced into the combustion chamber 33 of the output cylinder 3, and the equivalence ratio in the combustion chamber 33 is adjusted to about 0.1 to 0.8.
  • the adiabatic compression of the lean mixed gas is performed in the compression stroke, and a small amount of fuel is injected from the injector 35 when the piston 32 reaches the compression top dead center.
  • the air-fuel mixture in the combustion chamber 33 is ignited, and lean premixed combustion is performed.
  • the fuel injection from the injector 35 is not necessarily required.
  • the crankshaft 11 When the internal combustion engine 1 is cold started, the crankshaft 11 is rotated (cranked) by a starter (not shown), and a predetermined amount of fuel is injected from the injectors 25 and 35 of the fuel reforming cylinder 2 and the output cylinder 3, respectively. Is called.
  • the fuel injection at this time is set so that the equivalence ratio in each of the fuel reforming chamber 23 and the combustion chamber 33 is less than 1.
  • compression ignition combustion is performed in the fuel reforming chamber 23 of the fuel reforming cylinder 2 and the combustion chamber 33 of the output cylinder 3, respectively.
  • the fuel reforming cylinder 2 When the fuel reforming cylinder 2 is warmed up and reaches a temperature at which the reforming reaction is possible, the operation is switched to the above-described reformed fuel generation operation.
  • the fuel reforming cylinder 2 can function as a cylinder for obtaining engine output similarly to the output cylinder 3, and can function as a fuel reforming device as described above. It has become.
  • the lean air-fuel mixture is burned (uniform lean combustion) in the output cylinder 3, it is possible to reduce the NOx emission amount and the soot emission amount. As a result, an aftertreatment device for purifying the exhaust gas is not required or the capacity thereof can be greatly reduced.
  • combustion of fuel having high antiknock properties is performed, knocking is suppressed and combustion at an optimal time can be realized by diesel micropilot ignition, so that combustion efficiency can be improved.
  • the equivalence ratio of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23 and the temperature (gas temperature) of the fuel reforming chamber 23 are both within the range enabling the reforming reaction. is required. Further, the gas temperature required for the fuel to perform the reforming reaction differs according to the equivalence ratio of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23. In order to enable the reforming reaction, The temperature of the fuel reforming chamber 23 corresponding to the ratio (a temperature equal to or higher than the lowest temperature enabling the reforming reaction) is required.
  • FIG. 3 shows the equivalence ratio (horizontal axis) of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23 and the gas temperature in the fuel reforming chamber 23 when the piston 22 reaches the compression top dead center in the fuel reforming cylinder 2. It is a figure which shows the relationship between (it is hereafter called a compression end gas temperature; a vertical axis
  • a predetermined value or more for example, 2 or more
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of the relationship between the compression end gas temperature and the hydrogen concentration in the generated reformed fuel.
  • the concentration of hydrogen in the generated reformed fuel increases as the compression end gas temperature increases.
  • the increase amount of the hydrogen concentration with respect to the increase amount of the compression end gas temperature is small.
  • the hydrogen concentration in the reformed fuel depends on the compression end gas temperature.
  • FIG. 5 is a graph showing an example of the relationship between the compression end gas temperature and the carbon monoxide concentration in the generated reformed fuel.
  • the concentration of carbon monoxide in the generated reformed fuel increases as the compression end gas temperature increases.
  • the carbon monoxide concentration in the reformed fuel also depends on the compression end gas temperature.
  • FIG. 6 is a diagram showing an example of the relationship between the compression end gas temperature and the methane concentration in the generated reformed fuel.
  • the concentration of methane in the produced reformed fuel increases as the compression end gas temperature increases.
  • the higher the compression end gas temperature the lower the concentration. That is, there is a maximum value in the change in the methane concentration accompanying the increase in the compression end gas temperature. This is presumably because when the compression end gas temperature exceeds the predetermined value A, decomposition of methane in the reformed fuel and partial oxidation reaction proceed, thereby generating hydrogen, carbon monoxide, and the like.
  • the methane concentration in the reformed fuel also depends on the compression end gas temperature.
  • FIG. 7 is a diagram showing an example of the relationship between the compression end gas temperature and the ethane concentration in the generated reformed fuel, particularly when the equivalence ratio is high.
  • the concentration of ethane in the generated reformed fuel increases as the compression end gas temperature increases in the range where the compression end gas temperature is equal to or lower than the predetermined value B.
  • the higher the compression end gas temperature the lower the concentration.
  • the ethane concentration in the reformed fuel also depends on the compression end gas temperature.
  • the concentration of each gas component in the reformed fuel depends on the compression end gas temperature. Further, it has been experimentally confirmed that if the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder 2 is different, the concentration of each gas component is changed even if the compression end gas temperature is the same. Therefore, it is possible to adjust the concentration of each gas component by adjusting the gas temperature in the fuel reforming cylinder 2 during fuel reforming according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder 2.
  • the concentration of a specific gas component for example, hydrogen, carbon monoxide, methane, ethane described above
  • the gas temperature in the fuel reforming cylinder 2 at the time of fuel reforming is adjusted according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder 2 so that the target concentration is defined accordingly.
  • the higher the target concentration of carbon monoxide as the gas component in the reformed fuel produced in the fuel reforming cylinder 2 the higher the gas temperature in the fuel reforming cylinder 2 during fuel reforming.
  • the gas temperature (compression end gas temperature) in the fuel reforming cylinder 2 at the timing when the piston 22 reaches the compression top dead center in the fuel reforming cylinder 2 is determined as the equivalent in the fuel reforming cylinder 2. Adjustment is made according to the ratio. As a result, the output obtained by the combustion of the reformed fuel in the output cylinder 3 can be adjusted to the engine required output without significantly changing the amount of fuel supplied into the fuel reforming cylinder 2.
  • FIG. 8 is a diagram showing an example of a reformed fuel composition map stored in the ROM of the ECU 100.
  • the horizontal axis represents the equivalence ratio of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23.
  • the vertical axis represents the compression end gas temperature. If the compression end gas temperature is different at each equivalent ratio, the concentration of each gas component in the reformed fuel is also different. This is because the concentration of each gas component in the reformed fuel depends on the compression end gas temperature, as described with reference to FIGS.
  • This reformed fuel composition map is created by experiment or simulation.
  • the compression end gas temperature is adjusted according to the equivalence ratio of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23 according to this reformed fuel composition map, the concentration of each gas component in the reformed fuel can be adjusted.
  • the concentration of hydrogen, carbon monoxide, and methane which are reformed fuels having high antiknock properties, can be increased.
  • the concentration of ethane which is a reformed fuel having low antiknock properties (high ignitability), can be increased.
  • the reformed fuel composition map of FIG. 8 divides the equivalence ratio of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23 into five stages, and the compression end gas temperature is divided into four stages for each of the equivalence ratios.
  • the fuel composition (reformed fuel composition corresponding to the combination of the equivalence ratio and the compression end gas temperature) is shown. For example, according to the map values A-1 to A-4 having the lowest equivalence ratio, the concentration of hydrogen H 2 can be increased by increasing the compression end gas temperature.
  • the concentration of ethane C 2 X can be increased by raising the compression end gas temperature to the temperature at which the reforming reaction is possible, as compared with other equivalence ratios. Is possible.
  • B-1, C-1, C-2, D-1, D-2, E-1 to E-3 are regions where the reforming reaction is impossible (FIG. 3).
  • the gas component is not entered in the gas components (nitrogen N 2 , water vapor H 2 O, hydrogen H 2 , carbon monoxide CO, carbon dioxide shown in the reformed fuel composition map. CO 2 , methane C 1 X, ethane C 2 X, etc.) are shown.
  • the concentration of each gas component in the reformed fuel can be adjusted by adjusting the compression end gas temperature according to the reformed fuel composition map.
  • the compression end gas temperature is adjusted so that the concentration of reformed fuel (hydrogen H 2 , carbon monoxide CO, methane C 1 X, etc.) with high anti-knock properties is high to avoid knocking.
  • the compression end gas temperature is adjusted according to the equivalence ratio of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23 so that the concentration of the reformed fuel having a high antiknock property is increased.
  • the compression end gas temperature is adjusted so that the concentration of reformed fuel (such as ethane C 2 X) having a relatively low antiknock property is increased in order to ensure ignitability. That is, the compression end gas temperature is adjusted according to the equivalence ratio of the air-fuel mixture in the fuel reforming chamber 23 so that the concentration of the reformed fuel having a relatively low antiknock property is increased.
  • FIG. 9 is a block diagram showing the calculation logic of the target compression end gas temperature.
  • the required gas composition calculation unit 120 calculates the gas composition of fuel (required gas composition).
  • the required heat generation amount by the reformed fuel is calculated by the required reformed gas heat generation amount calculation unit 121, and based on this, the amount of fuel supplied to the fuel reforming cylinder 2 is calculated.
  • the amount is calculated by the quantity calculator 122. Based on the information, the ignitability in the output cylinder 3 is verified.
  • the ignitability index calculating unit 123 calculates a representative ignitability index under the operating conditions. This ignitability index is calculated as a higher value as the load is higher. This ignitability index is determined in consideration of not only the required load factor but also the equivalent ratio in the output cylinder 3 and environmental conditions (cooling water temperature, intake air temperature, etc.).
  • the required gas composition calculation unit 120 calculates the required gas composition at the outlet of the fuel reforming cylinder 2.
  • the required gas composition includes the concentration of hydrogen (target H 2 concentration), the concentration of carbon monoxide (target CO concentration), and the concentration of C 1 hydrocarbons mainly composed of methane (target C 1 X concentration). This is the concentration (target C 2 X concentration) of a hydrocarbon having 2 carbon atoms mainly composed of ethane or ethylene.
  • water vapor H 2 O, carbon dioxide CO 2 and the like are also considered.
  • the reformed cylinder target equivalent ratio calculation unit 124 calculates the equivalent ratio in consideration of the total calorific value of the reformed fuel. Is done. At this time, based on the amount of fuel supplied to the fuel reforming cylinder 2 calculated by the supply fuel amount calculation unit 122, the reformed gas mass flow rate calculation unit 125 uses the reformed fuel (hereinafter also referred to as reformed gas). Is calculated. Then, the target amount of each gas component is calculated by multiplying the mass flow rate of the reformed gas by the target concentration of each gas component, and based on this, the total calorific value of the reformed fuel is considered. The equivalent ratio is calculated.
  • the target compression end gas temperature calculation unit 126 calculates the target compression end gas temperature according to the target concentration of each gas component and the equivalence ratio of the fuel reforming cylinder 2.
  • the target concentration of each gas component is not a map value on the reformed fuel composition map and is a concentration between two map values, a concentration between these two map values is obtained.
  • the target compression end gas temperature is complementarily calculated.
  • the target compression end gas temperature calculated in the target compression end gas temperature calculation unit 126 is the “reforming produced in the fuel reforming cylinder” according to the present invention.
  • the actual compression end gas temperature in the fuel reforming chamber 23 can be calculated (estimated) by the following equation (1).
  • T TDC is the compression end gas temperature
  • T ini is the gas temperature before compression, that is, the intake gas temperature
  • ⁇ is the effective compression ratio of the fuel reforming cylinder 2
  • ⁇ is the fuel reforming.
  • C react is the temperature rise accompanying the reforming reaction (particularly partial oxidation reaction) in the fuel reforming chamber 23 (when the piston 22 reaches compression top dead center). This is a correction coefficient that takes into account the temperature rise due to the reforming reaction.
  • the intake gas temperature T ini is calculated based on an output signal from the intake gas temperature sensor 103.
  • the intake gas temperature T ini calculated here is the intake gas temperature downstream of the communicating portion of the fuel reforming cylinder EGR passage 71 with respect to the fuel reforming cylinder intake passage 42.
  • the temperature of the intake gas flowing through the intake port of the fuel reforming cylinder 2 may be adopted instead of the temperature of the intake gas flowing through the fuel reforming cylinder intake passage 42.
  • the gas temperature in the fuel reforming chamber 23 at the time when the piston 22 reaches the bottom dead center of the suction and the gas temperature in the fuel reforming chamber 23 at the time when the intake valve 26 is closed are detected or estimated. May be adopted as the intake gas temperature T ini .
  • the effective compression ratio ⁇ of the fuel reforming cylinder 2 is the volume of the fuel reforming chamber 23 at the time when the intake valve 26 in the fuel reforming cylinder 2 is closed and the time when the piston 22 reaches the compression top dead center. Calculated as a ratio to the volume of the fuel reforming chamber 23.
  • the effective compression ratio ⁇ of the fuel reforming cylinder 2 is such that the volume of the fuel reforming chamber 23 when the piston 22 is at bottom dead center and the fuel reforming chamber 23 when the piston 22 is at top dead center. You may make it obtain
  • the polytropic number ⁇ is defined by the ratio between the constant pressure specific heat and the constant volume specific heat in the compression stroke of the gas in the fuel reforming chamber 23.
  • ⁇ 1.4.
  • the actual number of polytropes of the intake gas in the fuel reforming chamber 23 is different from the case where the total amount is air or the case where there is no heat outflow, the following correction is performed.
  • the correction of the number of polytropes according to the cooling water temperature described below, the correction of the number of polytropes according to the gas composition, and the correction of the number of polytropes according to the equivalence ratio are performed, and one of them is performed. You may make it apply to (kappa), you may make it correct by combining 2 or more, and you may make it apply to the polytropy number (kappa) of said Formula (1).
  • the said number of polytropes (kappa) changes according to a heat loss amount.
  • the cooling water passage 13 is formed in the cylinder block, and heat outflow toward the cooling water flowing through the cooling water passage 13 exists. For this reason, it is possible to predict the amount of heat loss by calculating the temperature of the cooling water based on the output from the water temperature sensor 106. Alternatively, it is possible to estimate the heat loss amount from the cooling water temperature by previously grasping the relationship between the cooling water temperature and the heat loss amount.
  • FIG. 10 is a block diagram showing the calculation logic of the number of corrected polytropes according to the cooling water temperature.
  • the cooling water temperature is obtained by obtaining a decrease amount ⁇ of the number of polytropes from the temperature of the cooling water calculated based on the output from the water temperature sensor 106 and subtracting this from the number of polytropes of air.
  • the number of corrected polytropes (according to the amount of heat loss) can be determined.
  • the relationship between the cooling water temperature and the amount of decrease ⁇ of the polytrope is obtained in advance by experiments and simulations.
  • the number of polytropes ⁇ also varies depending on the gas composition in the fuel reforming chamber 23. That is, when the total amount of the suction gas is air, most of the suction gas is diatomic molecules, so the polytropic number ⁇ is about “1.4”. On the other hand, if burnt gas (CO 2 or H 2 O) or fuel is contained in the inhaled gas, the ratio of the diatomic molecules decreases, and the polytropic number ⁇ also decreases.
  • the mole fraction of carbon dioxide in the inhaled gas is calculated and the molar fraction of each gas component Estimate the number of polytropes based on the rate.
  • the constant pressure molar specific heat of the suction gas is obtained by the following equation (2).
  • C p # intake is the constant pressure molar specific heat of the suction gas
  • ⁇ i is the molar fraction of each gas component
  • C p # i is the constant pressure molar specific heat of each gas component.
  • the molar fraction ⁇ i of each gas component and the constant pressure molar specific heat C p # i of each gas component are determined according to the type of fuel, the equivalent ratio in the fuel reforming chamber 23 (current equivalent ratio), and the like. It can be obtained according to a map (map stored in the ROM) created based on experiments and simulations.
  • the polytropic number ⁇ of the suction gas can be calculated by the following equation (3).
  • FIG. 11 is a block diagram showing the calculation logic of the number of corrected polytropes corresponding to the equivalence ratio.
  • the amount of correction polytropes corresponding to the equivalence ratio can be obtained by obtaining the decrease amount ⁇ of the number of polytropes from the equivalence ratio and subtracting this from the number of polytropes of air.
  • the relationship between the equivalence ratio and the amount of decrease ⁇ in the number of polytropes is obtained in advance by experiments and simulations.
  • the intake flow rate is calculated based on the output signal from the intake flow sensor 101. Further, the amount of EGR gas (fuel reforming) is calculated from the difference between the pressure of the intake gas calculated based on the output signal from the intake gas pressure sensor 102 and the pressure of the exhaust gas calculated based on the output signal from the exhaust pressure sensor 105. EGR gas amount introduced into the quality cylinder 2) is calculated. Then, the equivalence ratio is calculated from the flow rate of the intake air, the EGR gas amount, and the fuel supply amount to the fuel reforming chamber 23 (the fuel supply amount obtained from the injection command value for the injector 25). When the EGR gas amount is not taken into consideration, the equivalence ratio is calculated from the ratio between the intake air flow rate calculated based on the output signal from the intake flow sensor 101 and the fuel supply amount to the fuel reforming chamber 23. You may do it.
  • the correction coefficient C react for temperature rise accompanying reforming reaction is the compression end gas temperature corresponding to the gas temperature increase due to the partial oxidation reaction. It is for correction.
  • This temperature increase correction coefficient C react is stored in the ROM by finding the start time of the reforming reaction with respect to the operating conditions and the amount of heat generated by the partial oxidation reaction by experiments, etc., and according to the actual operating conditions. It is obtained by reading the temperature rise correction coefficient C react .
  • the temperature increase correction coefficient C react may be set to “1” and applied to the equation (1).
  • the functional part that performs this operation in the ECU 100 is the gas temperature estimation unit (the timing at which the piston reaches the compression top dead center) in the present invention. This corresponds to a gas temperature estimating unit for estimating the gas temperature in the fuel reforming cylinder.
  • control for adjusting the compression end gas temperature to the target compression end gas temperature will be described.
  • Examples of this control include control of the compression end gas temperature by EGR gas, control of the compression end gas temperature by changing the effective compression ratio, and control of the compression end gas temperature by changing the number of polytropes.
  • the control of the compression end gas temperature is executed by the ECU 100.
  • the functional parts of these controls in the ECU 100 correspond to the control device referred to in the present invention.
  • control methods executed by the ECU 100 correspond to the control method referred to in the present invention.
  • the compression end gas temperature control by EGR gas described below, the compression end gas temperature control by changing the effective compression ratio, or the compression end gas temperature control by changing the number of polytropes is performed by any one of them. May be adjusted to the target compression end gas temperature, or two or more may be combined to adjust the compression end gas temperature to the target compression end gas temperature. When the compression end gas temperature is adjusted to the target compression end gas temperature by combining two or more, the total adjustment amount of the compression end gas temperature in each control is the current compression end gas temperature and the target compression end gas temperature. It will be controlled to match the deviation.
  • the compression end gas temperature is controlled by the EGR gas by adjusting the amount of EGR gas that bypasses the EGR gas cooler 72 by controlling the opening degree of the bypass amount adjusting valve 75, and thereby the fuel reforming cylinder intake passage.
  • the temperature of the EGR gas introduced into 42 is adjusted. Thereby, the compression end gas temperature is adjusted. That is, the compression end gas temperature is adjusted by adjusting the intake gas temperature T ini of the equation (1).
  • FIG. 12 is a block diagram showing calculation logic for determining the opening degree of the bypass amount adjusting valve 75.
  • the target intake gas temperature calculation unit 130 calculates the target intake gas temperature based on the target compression end gas temperature. Based on the deviation between the intake gas temperature actually measured by the intake gas temperature sensor 103 and the target intake gas temperature, the target cooler bypass flow rate calculation unit 131 calculates the flow rate of EGR gas that bypasses the EGR gas cooler 72. To do. Then, based on the flow rate of the EGR gas that bypasses the EGR gas cooler 72, the target bypass amount adjustment valve opening calculator 132 calculates the target opening of the bypass amount adjustment valve 75.
  • the relationship between the flow rate of the EGR gas (the flow rate of the EGR gas that bypasses the EGR gas cooler 72) and the opening degree of the bypass amount adjusting valve 75 is obtained in advance by experiments and simulations. A target opening degree of the valve 75 is calculated. Then, an output signal corresponding to the target opening as the calculation result is output to the bypass amount adjusting valve 75.
  • the gas temperature adjusting unit (gas temperature adjusting unit for adjusting the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming by adjusting the temperature of the intake gas introduced into the fuel reforming cylinder) is configured. ing.
  • the temperature of the EGR gas is adjusted by adjusting the temperature and flow rate of a cold heat source (engine cooling water, seawater, etc.) flowing through the EGR gas cooler 72 while maintaining the opening degree of the bypass amount adjusting valve 75 constant.
  • a cold heat source engine cooling water, seawater, etc.
  • control of the compression end gas temperature by changing the effective compression ratio is performed by adjusting the opening / closing timings of the valves 26 and 27 by the variable valve devices 28 and 29 provided in the fuel reforming cylinder 2.
  • the compression end gas temperature is adjusted. That is, the compression end gas temperature is adjusted by adjusting the effective compression ratio ⁇ of the equation (1).
  • the variable valve operating devices 28 and 29 a conventionally known method of changing a cam phase, a method of changing a cam lift, or a method of additionally providing a lift in addition to a normal valve lift. Etc.
  • FIG. 13 is a block diagram showing a calculation logic for determining the control amount of the variable valve devices 28 and 29.
  • the compression end gas temperature calculation unit 140 calculates the current compression end gas temperature based on the actually measured intake gas temperature and the current effective compression ratio. Then, based on the deviation between the current compression end gas temperature and the target compression end gas temperature, the target effective compression ratio calculation unit 141 calculates the target effective compression ratio. Then, based on the target effective compression ratio, the target variable valve device control amount calculation unit 142 calculates the control amounts of the variable valve devices 28 and 29. And the output signal according to the controlled variable which is this calculation result is output to the variable valve systems 28 and 29.
  • FIG. 13 is a block diagram showing a calculation logic for determining the control amount of the variable valve devices 28 and 29.
  • the closing timing of the intake valve 26 by the variable valve device 28 is set to the bottom dead center of the piston 22. To the side. Conversely, when the current compression end gas temperature is higher than the target compression end gas temperature and the effective compression ratio needs to be lowered, the closing timing of the intake valve 26 by the variable valve operating device 28 is set to the upper side of the piston 22. Move to the dead center side.
  • the gas temperature adjusting unit (gas temperature adjusting unit for adjusting the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming by adjusting the effective compression ratio of the fuel reforming cylinder) is configured.
  • the control of the compression end gas temperature by changing the number of polytropes is performed by controlling the opening degree of the EGR gas amount adjusting valve 73 so that the amount of EGR gas supplied to the fuel reforming chamber 23 (CO 2 which is a triatomic molecule or H 2 O concentration) is adjusted, thereby adjusting the oxygen concentration in the fuel reforming chamber 23 without changing the amount of fuel supplied to the fuel reforming chamber 23.
  • the number of polytropes of the gas inside is changed. Thereby, the partial oxidation reaction amount (heat generation amount) in the reforming reaction in the fuel reforming chamber 23 is adjusted to adjust the compression end gas temperature. That is, the compression end gas temperature is adjusted by adjusting the polytropic number ⁇ in the equation (1).
  • FIG. 14 is a block diagram showing calculation logic for determining the opening degree of the EGR gas amount adjusting valve 73.
  • the intake gas composition calculation unit 150 calculates the composition of the intake gas based on the oxygen concentration in the intake gas calculated based on the output signal from the intake gas O 2 sensor 104.
  • the number of polytropes of inhaled gas is obtained from the composition of inhaled gas.
  • the compression end gas temperature calculation unit 151 calculates the current compression end gas temperature based on the actually measured intake gas temperature, the current effective compression ratio, and the number of polytropes. Then, based on the deviation between the current compression end gas temperature and the target compression end gas temperature, the target polytropy number calculator 152 calculates the target polytrope number.
  • the target O 2 concentration calculation unit 153 calculates the target O 2 concentration. Then, an output signal corresponding to the target O 2 concentration that is the calculation result is output to the EGR gas amount adjusting valve 73.
  • the relationship between the target O 2 concentration and the opening degree of the EGR gas amount adjusting valve 73 is obtained in advance by experiments and simulations. From this relationship, the opening degree of the EGR gas amount adjusting valve 73 corresponding to the output is set. Will be.
  • a gas temperature adjustment unit (a gas temperature adjustment for adjusting the gas temperature in the fuel reforming cylinder during fuel reforming by adjusting the oxygen concentration of the intake gas introduced into the fuel reforming cylinder) Part).
  • FIG. 15 is a block diagram showing the calculation logic of the correction value of the target compression end gas temperature.
  • the intake gas composition calculation unit 160 calculates the composition of the intake gas based on the oxygen concentration in the intake gas calculated based on the output signal from the intake gas O 2 sensor 104.
  • the equivalence ratio calculation unit 161 calculates the equivalence ratio in the fuel reforming chamber 23.
  • the target compression end gas temperature correction amount calculation unit 162 calculates the correction amount of the target compression end gas temperature. Then, a correction value for the target compression end gas temperature is obtained by adding the correction amount for the target compression end gas temperature to the base value of the target compression end gas temperature.
  • the corrected value of the target compression end gas temperature thus obtained is the lower limit value of the fuel reforming cylinder temperature referred to in the present invention (the lower limit value of the fuel reforming cylinder temperature for enabling the reforming reaction). It corresponds to. That is, in this embodiment, the lower limit value of the temperature inside the fuel reforming cylinder corresponding to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder 2 is set, and as described with reference to FIG. The higher the equivalent ratio is, the higher the lower limit value of the temperature inside the fuel reforming cylinder is set.
  • the fuel reforming at the time of fuel reforming is performed according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder 2 so that the concentration of the specific gas component in the reformed fuel becomes the target concentration.
  • the gas temperature in the quality cylinder 2 is adjusted. That is, according to the equivalence ratio in the fuel reforming cylinder 2, the gas temperature in the fuel reforming cylinder 2 at the time of fuel reforming is adjusted so that the concentration of a specific gas component is obtained as the target concentration.
  • the present invention is applied to the internal combustion engine 1 for ships.
  • the present invention can also be applied to an internal combustion engine for other uses (for example, a generator, a vehicle, etc.). is there.
  • the injectors 25 and 35 provided in the cylinders 2 and 3 are of the direct injection type in which fuel is directly injected into the cylinders.
  • the present invention is not limited to this, and both or one of the injectors 25 and 35 may be of the port injection type.
  • the fuel supplied to the fuel reforming chamber 23 is light oil.
  • the present invention is not limited to this, and heavy oil, gasoline or the like can be used as fuel.
  • the fuel reforming cylinder 2 and the output cylinder 3 are operated at the same rotational speed.
  • the present invention is not limited to this, and a speed reducer is interposed between the cylinders 2 and 3 (the crankshaft 11 between the cylinders 2 and 3), so that the rotational speed of the fuel reforming cylinder 2 is greater than the rotational speed of the output cylinder 3.
  • the speed may be low.
  • a part of the engine output obtained from the output cylinder 3 is used as a drive source for the reciprocating motion of the piston 22 in the fuel reforming cylinder 2.
  • the present invention is not limited to this, and a drive source for the fuel reforming cylinder 2 may be provided individually.
  • the fuel reforming cylinder 2 and the output cylinder 3 may be separated (without being connected by the crankshaft 11), and the piston 22 of the fuel reforming cylinder 2 may be reciprocated by an electric motor or the like.
  • the present invention is applicable to adjustment of the gas composition of reformed fuel in an internal combustion engine having a fuel reforming cylinder and an output cylinder.

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Abstract

燃料改質気筒（２）および出力気筒（３）を備えた内燃機関（１）に適用される制御装置（１００）において、燃料改質気筒（２）で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、燃料改質気筒（２）内の当量比に応じて、燃料改質気筒（２）の圧縮端ガス温度を、ＥＧＲガス量、有効圧縮比、または、ポリトロープ数の変更によって調整する。

Description

内燃機関の制御装置および内燃機関の制御方法
　本発明は内燃機関の制御装置および内燃機関の制御方法に係る。特に、本発明は、燃料改質装置として機能することが可能な燃料改質気筒を備えた内燃機関に適用される制御装置および制御方法に関する。
　従来、燃料改質気筒と出力気筒とを備えた内燃機関が知られている（例えば特許文献１）。この種の内燃機関は、燃料改質気筒において燃料を改質する。そして、その改質後の燃料（以下、改質燃料という）を出力気筒において燃焼させることによって機関出力を得る。
　具体的には、燃料改質気筒に軽油や重油等の燃料を供給し、この燃料改質気筒内において当量比の高い混合気を断熱圧縮する。これにより、高温高圧の環境下で燃料が改質し、水素、一酸化炭素、メタン等のアンチノック性の高い改質燃料（高オクタン価燃料）が生成される。そして、この改質燃料を空気と共に出力気筒に供給し、この出力気筒内において希薄混合気の燃焼（均一希薄燃焼）が行われることにより機関出力が得られる。
　この種の内燃機関によれば、出力気筒内において均一希薄燃焼が行われるため、ＮＯｘ排出量の低減およびスート排出量の低減を図ることができる。また、アンチノック性の高い燃料の燃焼が行われるため、ノッキングが抑制されると共にディーゼルマイクロパイロット着火（出力気筒内に微量の燃料を供給することによる改質燃料の着火）により最適な時期での燃焼が実現できることから、燃焼効率の向上を図ることもできる。
特開２０１４－１３６９７８号公報
　特許文献１には、要求出力（要求される機関出力）に応じて燃料改質気筒に供給する燃料量を変更することが開示されている。例えば、要求出力の上昇に応じて燃料改質気筒に供給する燃料量を増量するものである。
　本発明の発明者らは、改質燃料中の各ガス成分の濃度（改質燃料のガス組成）を調整することによって前記要求出力の変化に対応することが可能であるといった新たな知見を得た。例えば、高負荷運転時には、ノッキングを回避するべく、アンチノック性の高い改質燃料を出力気筒に供給することが好ましいこと、一方、低負荷運転時には、着火性を確保するべく、アンチノック性の比較的低い改質燃料を出力気筒に供給することが好ましいことについて着目した。アンチノック性の高い改質燃料としては、例えば水素、一酸化炭素、メタン等が挙げられる。一方、アンチノック性の比較的低い改質燃料としては、例えばエタン、プロパン、ブタン等が挙げられる。
　しかしながら、これまで、改質燃料中の各ガス成分の濃度を要求出力に応じて調整することについての具体的な提案はなされていない。
　また、本発明の発明者らは、燃料改質気筒内の当量比と、燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度とが、改質燃料中の各ガス成分の濃度に影響を与えるといった新たな知見を得た。そして、これら燃料改質気筒内の当量比および燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度をパラメータとして、改質燃料中の各ガス成分の濃度を調整することが可能であることに着目した。
　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、燃料改質気筒および出力気筒を備えた内燃機関に対し、燃料改質気筒で生成される改質燃料中のガス成分の濃度を調整可能とする内燃機関の制御装置および内燃機関の制御方法を提供することにある。
　前記の目的を達成するための本発明の解決手段は、燃料改質装置として機能することが可能な燃料改質気筒と、この燃料改質気筒で生成された改質燃料が供給され当該改質燃料の燃焼によって機関出力を得る出力気筒とを備えた内燃機関に適用される制御装置を前提とする。そして、この内燃機関の制御装置は、前記燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、前記燃料改質気筒内の当量比に応じて、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するガス温度調整部を備えていることを特徴とする。
　本解決手段では、燃料改質気筒で生成される改質燃料中の特定のガス成分の目標濃度が機関要求出力に応じて規定されている。そして、この特定のガス成分の濃度が前記目標濃度となるように、ガス温度調整部は、燃料改質気筒内の当量比に応じて、燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を調整する。つまり、燃料改質気筒内の当量比に応じ、特定のガス成分の濃度が前記目標濃度として得られるように燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を調整する。これにより、燃料改質気筒内に供給する燃料の量を大幅に変更することなく、出力気筒における改質燃料の燃焼により得られる出力を機関要求出力に調整することが可能となる。
　また、前記燃料改質気筒は、シリンダ内でピストンが往復動するレシプロ型で構成されており、前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒において前記ピストンが圧縮上死点に達したタイミングでの前記燃料改質気筒内のガス温度を、前記燃料改質気筒内の当量比に応じて調整するよう構成されていることが好ましい。
　このように、燃料改質気筒においてピストンが圧縮上死点に達したタイミングでの燃料改質気筒内のガス温度を、燃料改質気筒内の当量比に応じて調整するようにしたことで、ガス温度調整部がガス温度調整対象とするタイミングを具体的に特定することができる。これにより、ガス温度の調整制御の簡素化を図ることができる。
　また、前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒で生成される改質燃料中のガス成分として、水素または一酸化炭素の目標濃度が高いほど、前記燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を高く設定するよう構成されていることが好ましい。
　このように燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を高く設定することで、特にアンチノック性の高い改質燃料である水素や一酸化炭素を効果的に生成することが可能である。これにより、例えば、内燃機関の高負荷運転時におけるノッキングを回避することが可能である。
　また、前記ピストンが圧縮上死点に達したタイミングでの前記燃料改質気筒内のガス温度を推定するガス温度推定部を備えさせ、前記ガス温度調整部が、前記ガス温度推定部で推定されたガス温度と、前記燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が目標濃度となるガス温度との偏差に応じて温度調整動作を行うよう構成されていることが好ましい。
　この温度調整動作を行うことにより、ピストンが圧縮上死点に達したタイミングでの燃料改質気筒内のガス温度を、改質燃料中の特定のガス成分の濃度が目標濃度となるガス温度に調整することができる。これにより、特定のガス成分の濃度を目標濃度に設定することが可能になる。
　また、前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの温度を調整することによって、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するよう構成されていることが好ましい。
　また、前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒の有効圧縮比を調整することによって、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するよう構成されていてもよい。
　また、前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの酸素濃度を調整することによって、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するよう構成されていてもよい。
　このように、燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの温度、燃料改質気筒の有効圧縮比、燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの酸素濃度（改質反応における部分酸化反応量を決定する酸素濃度）の何れを調整しても燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を調整することが可能である。そして、この燃料改質気筒内のガス温度の調整により、特定のガス成分の濃度を目標濃度に設定することが可能になる。
　また、前記燃料改質気筒内の当量比に応じた燃料改質気筒内温度の下限値が設定されており、前記燃料改質気筒内の当量比が高いほど、前記燃料改質気筒内温度の下限値は高く設定されていることが好ましい。
　燃料改質気筒内において改質反応を行うためには、燃料改質気筒内における混合気の当量比が高いほど、この燃料改質気筒内におけるガス温度を高くする必要がある。本解決手段では、燃料改質気筒内の当量比が高いほど、燃料改質気筒内温度の下限値を高く設定しているため、改質反応が不能となることを回避し、改質反応を効果的に行うことができる。
　また、前述した各解決手段に係る内燃機関の制御装置によって実施される内燃機関の制御方法も本発明の技術的思想の範疇である。つまり、燃料改質装置として機能することが可能な燃料改質気筒と、この燃料改質気筒で生成された改質燃料が供給され当該改質燃料の燃焼によって機関出力を得る出力気筒とを備えた内燃機関に適用される制御方法を前提とする。そして、この内燃機関の制御方法は、前記燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、前記燃料改質気筒内の当量比に応じて、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度の調整を行うことを特徴とする。
　この制御方法によっても、前述したように、燃料改質気筒内に供給する燃料の量を大幅に変更することなく、出力気筒における改質燃料の燃焼により得られる出力を機関要求出力に調整することが可能となる。
　本発明では、燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、燃料改質気筒内の当量比に応じて、燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を調整するようにしている。このため、燃料改質気筒内に供給する燃料の量を大幅に変更することなく、出力気筒における改質燃料の燃焼により得られる出力を機関要求出力に調整することが可能となる。
実施形態に係る内燃機関のシステム構成を示す図である。 内燃機関の制御系の概略構成を示す図である。 当量比および圧縮端ガス温度と、改質反応可能域との関係を示す図である。 圧縮端ガス温度と改質燃料中の水素濃度との関係の一例を示す図である。 圧縮端ガス温度と改質燃料中の一酸化炭素濃度との関係の一例を示す図である。 圧縮端ガス温度と改質燃料中のメタン濃度との関係の一例を示す図である。 圧縮端ガス温度と改質燃料中のエタン濃度との関係の一例を示す図である。 改質燃料組成マップの一例を示す図である。 目標圧縮端ガス温度の演算ロジックを示すブロック図である。 冷却水温度に応じた修正ポリトロープ数の演算ロジックを示すブロック図である。 当量比に応じた修正ポリトロープ数の演算ロジックを示すブロック図である。 バイパス量調整弁の開度を決定する演算ロジックを示すブロック図である。 可変動弁装置の制御量を決定する演算ロジックを示すブロック図である。 ＥＧＲガス量調整弁の開度を決定する演算ロジックを示すブロック図である。 目標圧縮端ガス温度の修正値の演算ロジックを示すブロック図である。
　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、船舶用の内燃機関に本発明を適用した場合について説明する。
　－内燃機関のシステム構成－
　図１は本実施形態に係る内燃機関のシステム構成を示す図である。
　この図１に示すように、本実施形態に係る内燃機関１は、燃料改質気筒２および出力気筒３を備えている。また、この内燃機関１は、前記燃料改質気筒２や前記出力気筒３に対し、ガスの供給（導入）またはガスの排出（導出）を行うための配管系として、吸気系４、改質燃料供給系５、排気系６、ＥＧＲ系７、および、出力気筒バイパス系８を備えている。
　（燃料改質気筒および出力気筒）
　燃料改質気筒２および出力気筒３は、共にレシプロ型で構成されている。具体的に、各気筒２，３は、シリンダブロック（図示省略）に形成されたシリンダボア２１，３１内にピストン２２，３２が往復動自在に収容されて構成されている。燃料改質気筒２では、シリンダボア２１、ピストン２２、図示しないシリンダヘッドによって燃料改質室２３が形成されている。出力気筒３では、シリンダボア３１、ピストン３２、図示しないシリンダヘッドによって燃焼室３３が形成されている。
　本実施形態に係る内燃機関１は、シリンダブロックに４つの気筒が備えられ、そのうちの１つの気筒が燃料改質気筒２として構成されており、他の３つの気筒が出力気筒３として構成されている。そして、燃料改質気筒２で生成された改質燃料が各出力気筒３それぞれに供給される構成となっている。各気筒２，３の数はこれに限定されるものではない。例えば、シリンダブロックに６つの気筒が備えられ、そのうちの２つの気筒が燃料改質気筒２として構成されており、他の４つの気筒が出力気筒３として構成されていてもよい。
　各気筒２，３のピストン２２，３２はそれぞれコネクティングロッド２４，３４を介してクランクシャフト１１に連結されている。これにより、ピストン２２，３２の往復運動とクランクシャフト１１の回転運動との間で運動が変換されるようになっている。クランクシャフト１１は、クラッチ機構（図示省略）を介して船舶のスクリュー軸に連結可能となっている。燃料改質気筒２のピストン２２と出力気筒３のピストン３２とは前記コネクティングロッド２４，３４およびクランクシャフト１１を介して互いに連結されている。このため、これら気筒２，３間での動力伝達や、これら気筒２，３から出力された動力のスクリュー軸への伝達等が可能となっている。
　燃料改質気筒２には、燃料改質室２３に改質前の燃料として例えば軽油等の燃料を供給するインジェクタ２５が備えられている。この燃料改質室２３では、インジェクタ２５から燃料が供給されることにより、当量比の高い混合気が断熱圧縮される。これにより、高温高圧の環境下で燃料が改質し、水素、一酸化炭素、メタン等のアンチノック性の高い改質燃料が生成される。
　出力気筒３には、燃焼室３３に例えば軽油等の燃料を供給するインジェクタ３５が備えられている。この燃焼室３３では、前記燃料改質気筒２で生成された改質燃料が空気と共に供給され、この燃焼室３３で希薄混合気の予混合圧縮自着火燃焼もしくはインジェクタ３５から噴射される微量の燃料の着火を点火源とした伝播火炎燃焼が行われる。これにより、ピストン３２の往復動に伴ってクランクシャフト１１が回転し、機関出力が得られる。
　（吸気系）
　吸気系４は、燃料改質気筒２の燃料改質室２３および出力気筒３の燃焼室３３それぞれに空気（新気）を導入するものである。
　この吸気系４は、メイン吸気通路４１、このメイン吸気通路４１が２系統に分岐されて成る燃料改質気筒吸気通路４２および出力気筒吸気通路４３を備えている。メイン吸気通路４１には、ターボチャージャ１２のコンプレッサホイール１２ａが備えられている。燃料改質気筒吸気通路４２は燃料改質気筒２の吸気ポートに連通している。この吸気ポートと燃料改質気筒２の燃料改質室２３との間には吸気バルブ２６が開閉可能に配設されている。また、この燃料改質気筒吸気通路４２には開度調整可能な吸気量調整弁４５が備えられている。出力気筒吸気通路４３は出力気筒３の吸気ポートに連通している。この吸気ポートと出力気筒３の燃焼室３３との間には吸気バルブ３６が開閉可能に配設されている。また、この出力気筒吸気通路４３には吸気冷却器（インタクーラ）４４が備えられている。
　（改質燃料供給系）
　改質燃料供給系５は、前記燃料改質気筒２で生成された改質燃料を出力気筒３の燃焼室３３に向けて供給するものである。
　この改質燃料供給系５は改質燃料供給通路５１を備えている。この改質燃料供給通路５１には改質燃料冷却器５２が備えられている。改質燃料供給通路５１の上流端は燃料改質気筒２の排気ポートに連通している。この排気ポートと燃料改質気筒２の燃料改質室２３との間には排気バルブ２７が開閉可能に配設されている。また、改質燃料供給通路５１の下流端は出力気筒吸気通路４３に連通している。この改質燃料供給通路５１と出力気筒吸気通路４３との連通部分にはミキサ５３が設けられている。このため、燃料改質気筒２で生成された改質燃料は、このミキサ５３において、出力気筒吸気通路４３を流れる空気と混合されて出力気筒３の燃焼室３３に供給されることになる。
　（排気系）
　排気系６は、前記出力気筒３で発生した排気ガスを排出するものである。この排気系６は排気通路６１を備えている。この排気通路６１には、ターボチャージャ１２のタービンホイール１２ｂが備えられている。排気通路６１は出力気筒３の排気ポートに連通している。この排気ポートと出力気筒３の燃焼室３３との間には排気バルブ３７が開閉可能に配設されている。
　（ＥＧＲ系）
　ＥＧＲ系７は、燃料改質気筒ＥＧＲ系７Ａと出力気筒ＥＧＲ系７Ｂとを備えている。
　燃料改質気筒ＥＧＲ系７Ａは、前記排気通路６１を流れる排気ガスの一部を燃料改質気筒２の燃料改質室２３に向けて供給するものである。この燃料改質気筒ＥＧＲ系７Ａは燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１を備えている。この燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１は、上流端が排気通路６１に、下流端が燃料改質気筒吸気通路４２における吸気量調整弁４５の下流側にそれぞれ連通されている。燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１にはＥＧＲガス冷却器７２が備えられている。また、燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１におけるＥＧＲガス冷却器７２よりも下流側（燃料改質気筒吸気通路４２側）にはＥＧＲガス量調整弁７３が備えられている。また、この燃料改質気筒ＥＧＲ系７Ａには、ＥＧＲガス冷却器７２をバイパスしてＥＧＲガスを流すためのクーラバイパス通路７４が設けられている。このクーラバイパス通路７４にはバイパス量調整弁７５が備えられている。
　一方、出力気筒ＥＧＲ系７Ｂは、前記排気通路６１を流れる排気ガスの一部を出力気筒３の燃焼室３３に戻すものである。この出力気筒ＥＧＲ系７Ｂは出力気筒ＥＧＲ通路７６を備えている。この出力気筒ＥＧＲ通路７６は、上流端が排気通路６１に、下流端が出力気筒吸気通路４３におけるミキサ５３の下流側にそれぞれ連通されている。出力気筒ＥＧＲ通路７６にはＥＧＲガス冷却器７７が備えられている。また、出力気筒ＥＧＲ通路７６におけるＥＧＲガス冷却器７７よりも下流側（出力気筒吸気通路４３側）にはＥＧＲガス量調整弁７８が備えられている。
　（出力気筒バイパス系）
　出力気筒バイパス系８は、前記燃料改質気筒２から排出されたガスを出力気筒３に供給することなく（出力気筒３をバイパスさせて）、前記排気通路６１に導入するためのものである。この出力気筒バイパス系８は出力気筒バイパス通路８１を備えている。この出力気筒バイパス通路８１は、上流端が改質燃料供給通路５１における改質燃料冷却器５２の上流側に、下流端が出力気筒ＥＧＲ通路７６におけるＥＧＲガス冷却器７７の上流側（排気通路６１側）にそれぞれ連通されている。また、この出力気筒バイパス通路８１にはバイパス量調整弁８２が備えられている。
　なお、前述した各系に備えられている冷却器４４，５２，７２，７７は、ガスを冷却するための冷熱源として、エンジン冷却水または海水等が使用される。また、これら冷却器４４，５２，７２，７７は空冷式のものであってもよい。
　－内燃機関の制御系－
　図２は、内燃機関１の制御系の概略構成を示す図である。内燃機関１には、この内燃機関１に備えられた各種アクチュエータを制御するための制御装置に相当するＥＣＵ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｕｎｉｔ）１００が備えられている。このＥＣＵ１００は、ＣＰＵ（Ｃｅｎｔｒａｌ Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ Ｕｎｉｔ）、ＲＯＭ（Ｒｅａｄ Ｏｎｌｙ Ｍｅｍｏｒｙ）、ＲＡＭ（Ｒａｎｄｏｍ Ａｃｃｅｓｓ Ｍｅｍｏｒｙ）およびバックアップＲＡＭ等を備えている。
　ＲＯＭには、各種制御プログラムや、それら各種制御プログラムを実行する際に参照されるマップ等が記憶されている。ＣＰＵは、ＲＯＭに記憶された各種制御プログラムやマップに基づいて演算処理を実行する。また、ＲＡＭはＣＰＵでの演算結果や各センサから入力されたデータ等を一時的に記憶するメモリである。また、バックアップＲＡＭはシステム停止時等において保存すべきデータ等を記憶する不揮発性のメモリである。
　図２に示すように、内燃機関１には、吸気流量センサ１０１、吸入ガス圧力センサ１０２、吸入ガス温度センサ１０３、吸入ガスＯ2センサ１０４、排気圧力センサ１０５、水温センサ１０６等が備えられている。
　吸気流量センサ１０１は、前記メイン吸気通路４１を流れる吸気（空気）の流量に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。
　吸入ガス圧力センサ１０２は、燃料改質気筒吸気通路４２を流れる吸入ガスの圧力に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。具体的には、燃料改質気筒吸気通路４２に対する燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１の連通部分よりも下流側の吸入ガス圧力に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。
　吸入ガス温度センサ１０３は、燃料改質気筒吸気通路４２を流れる吸入ガスの温度に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。具体的には、燃料改質気筒吸気通路４２に対する燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１の連通部分よりも下流側の吸入ガス温度に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。
　吸入ガスＯ2センサ１０４は、燃料改質気筒吸気通路４２を流れる吸入ガス中の酸素濃度に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。具体的には、燃料改質気筒吸気通路４２に対する燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１の連通部分よりも下流側の吸入ガス中酸素濃度に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。
　排気圧力センサ１０５は、前記排気通路６１を流れる排気の圧力に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。具体的には、排気通路６１に対する燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１の連通部分よりも上流側の排気圧力に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。
　水温センサ１０６は、シリンダブロックに形成された冷却水通路１３内を流れる冷却水の温度に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。具体的には、燃料改質気筒２の周囲に形成されている冷却水通路１３内を流れる冷却水の温度に応じた出力信号をＥＣＵ１００に送信する。
　また、ＥＣＵ１００には、前記各インジェクタ２５，３５、各調整弁４５，７３，７５，７８，８２等が電気的に接続されている。また、燃料改質気筒２の吸気バルブ２６および排気バルブ２７それぞれには可変動弁装置２８，２９が備えられており、各バルブ２６，２７の開閉タイミングを調整することが可能となっている。ＥＣＵ１００は、この可変動弁装置２８，２９にも電気的に接続されている。ＥＣＵ１００は、前記した各種センサ１０１～１０６の出力信号等に基づいて、前記各インジェクタ２５，３５の燃料噴射制御（インジェクタ２５，３５の開閉制御）、各調整弁４５，７３，７５，７８，８２の開閉制御（ガス流量制御）、および、可変動弁装置２８，２９による各バルブ２６，２７の開閉タイミング制御を行う。
　－内燃機関の基本動作－
　次に、前述の如く構成された内燃機関１の基本動作について説明する。
　メイン吸気通路４１に導入される空気は、ターボチャージャ１２のコンプレッサホイール１２ａによって加圧される。そして、この空気は、燃料改質気筒吸気通路４２および出力気筒吸気通路４３に分流される。この際、燃料改質気筒吸気通路４２を流れる吸気の流量は吸気量調整弁４５によって調整される。また、燃料改質気筒吸気通路４２には、燃料改質気筒ＥＧＲ系７Ａを流れたＥＧＲガスが導入される。この際、燃料改質気筒吸気通路４２に導入されるＥＧＲガス量はＥＧＲガス量調整弁７３によって調整される。また、燃料改質気筒吸気通路４２に導入されるＥＧＲガスの温度はバイパス量調整弁７５の開度に応じてＥＧＲガス冷却器７２をバイパスするＥＧＲガス量によって調整される。これにより、燃料改質気筒２の燃料改質室２３には、空気およびＥＧＲガスが導入されることになる。この際、吸気量調整弁４５の開度によって調整される吸気の流量、ＥＧＲガス量調整弁７３の開度によって調整されるＥＧＲガスの流量、および、バイパス量調整弁７５の開度によって調整されるＥＧＲガスの温度は、燃料改質室２３での当量比を高く設定し、また、燃料の改質を良好に行うことができる燃料改質室２３のガス温度が確保できるように調整される。具体的には、吸気量調整弁４５、ＥＧＲガス量調整弁７３およびバイパス量調整弁７５の開度は、後述するようにインジェクタ２５から燃料改質室２３に燃料が供給された際における燃料改質室２３での当量比を例えば２．５以上（好ましくは４．０以上）に設定し、且つ燃料改質室２３のガス温度が改質反応可能温度の下限値以上の値となるように、予め実験やシミュレーションに基づいて作成された開度設定マップに従って設定される。
　このようにして燃料改質気筒２の燃料改質室２３に、空気およびＥＧＲガスが導入された状態で、インジェクタ２５から燃料改質室２３に燃料が供給される。このインジェクタ２５からの燃料供給量は、基本的には機関要求出力に応じて設定される。具体的には、インジェクタ２５に供給されている燃料圧力に応じ、目標とする燃料供給量が得られるように、インジェクタ２５の開弁期間が設定される。また、この際のインジェクタ２５の開弁タイミングは、燃料改質気筒２の吸気行程が終了するまでの間に前記目標とする燃料供給量の噴射が完了するように設定されることが望ましいが、ピストン２２が圧縮上死点付近に到達する前に混合気が均一に混合可能である場合には、圧縮行程途中まで燃料噴射期間が継続されてもよい。これにより、ピストン２２が圧縮上死点に達するまでに、燃料改質室２３において均質な混合気（当量比の高い混合気）が生成されることになる。
　ピストン２２が圧縮上死点に向かって移動する間に、燃料改質室２３の圧力および温度が上昇し、この燃料改質室２３では、当量比の高い混合気（例えば４．０以上の当量比の混合気）が断熱圧縮される。これにより、高温高圧の環境下で、燃料の脱水素反応、部分酸化反応、水蒸気改質反応、熱解離反応が行われて、燃料が改質され、水素、一酸化炭素、メタン等のアンチノック性の高い改質燃料が生成される。
　燃料改質室２３から排出された改質燃料は、改質燃料供給通路５１を流れる際に改質燃料冷却器５２において冷却される。この冷却により、出力気筒吸気通路４３や燃焼室３３での改質燃料の過早着火が抑制される。そして、この冷却された改質燃料は、ミキサ５３において、出力気筒吸気通路４３を流れる空気と混合され、出力気筒３の燃焼室３３に供給される。また、必要に応じて、ＥＧＲガス量調整弁７８が開放され、出力気筒ＥＧＲ通路７６を経てＥＧＲガスが出力気筒３の燃焼室３３に導入される。
　このようにして、出力気筒３の燃焼室３３には、空気、改質燃料、ＥＧＲガスがそれぞれ導入され、この燃焼室３３内の当量比が０．１～０．８程度に調整される。
　出力気筒３では、圧縮行程において、希薄混合ガスの断熱圧縮が行われ、ピストン３２が圧縮上死点に達した時点で、インジェクタ３５から微量の燃料噴射が行われる。これにより、燃焼室３３内の混合気が着火し、希薄予混合燃焼が行われる。なお、インジェクタ３５からの燃料噴射を行わなくても燃焼室３３の混合気が自着火（予混合圧縮自着火）する場合には、このインジェクタ３５からの燃料噴射は必ずしも必要ない。
　前記燃焼によって、ピストン３２が往復動し、クランクシャフト１１が回転することで機関出力が得られる。この機関出力は前記スクリュー軸に伝達される。また、この機関出力の一部は、燃料改質気筒２におけるピストン２２の往復動の駆動源として使用される。
　また、この内燃機関１の冷間始動時には、図示しないスタータによってクランクシャフト１１が回転（クランキング）され、燃料改質気筒２および出力気筒３それぞれのインジェクタ２５，３５から所定量の燃料噴射が行われる。この際の燃料噴射は、燃料改質室２３および燃焼室３３それぞれにおける当量比が１未満の値となるように設定される。これにより、燃料改質気筒２の燃料改質室２３および出力気筒３の燃焼室３３では、それぞれ圧縮着火燃焼が行われる。そして、燃料改質気筒２の暖機が進み、改質反応が可能な温度に達すると、前述した改質燃料の生成動作に切り替えられることになる。このように、燃料改質気筒２は、出力気筒３と同様に機関出力を得るための気筒として機能することが可能であり、また、前述したように燃料改質装置として機能することが可能となっている。
　なお、内燃機関１の緊急停止時等であって、出力気筒３への改質燃料の供給を停止させる際には、バイパス量調整弁８２が開放される。これにより、改質燃料は、出力気筒バイパス通路８１を経て排気通路６１に導入されることになり、出力気筒３への改質燃料の供給は停止される。
　この内燃機関１によれば、出力気筒３内において希薄混合気の燃焼（均一希薄燃焼）が行われるため、ＮＯｘ排出量の低減およびスート排出量の低減を図ることができる。これにより、排気ガスを浄化するための後処理装置を不要またはその容量を大幅に小型化することが可能である。また、アンチノック性の高い燃料の燃焼が行われるため、ノッキングが抑制されると共にディーゼルマイクロパイロット着火により最適な時期での燃焼が実現できることから、燃焼効率の向上を図ることもできる。
　－改質反応可能域－
　次に、燃料改質気筒２の燃料改質室２３において改質反応を可能にするための条件について説明する。この改質反応を可能にするためには、燃料改質室２３における混合気の当量比および燃料改質室２３の温度（ガス温度）が共に、改質反応を可能にする範囲内にあることが必要である。また、燃料改質室２３における混合気の当量比に応じて、燃料が改質反応を行うのに必要なガス温度は異なっており、改質反応を可能にするためには、混合気の当量比に応じた燃料改質室２３の温度（改質反応を可能にする最低温度以上の温度）が必要となる。
　図３は、燃料改質室２３における混合気の当量比（横軸）、および、燃料改質気筒２においてピストン２２が圧縮上死点に達した時点での燃料改質室２３内のガス温度（以下、圧縮端ガス温度という；縦軸）と、改質反応可能域との関係を示す図である。この図３に示すように、燃料改質室２３において改質反応を可能にするためには、燃料改質室２３における混合気の当量比として所定値以上（例えば２以上）の当量比が必要であり、且つその当量比が高いほど、改質反応を行うために必要な圧縮端ガス温度は高くなっている。つまり、燃料改質室２３において改質反応を行うためには、燃料改質室２３における混合気の当量比が高いほど、圧縮端ガス温度を高くする必要がある。
　－圧縮端ガス温度とガス成分濃度－
　次に、圧縮端ガス温度に応じて生成される改質燃料中の各ガス成分の濃度について説明する。図４～図７は、ある当量比において、圧縮端ガス温度と改質燃料中の各ガス成分の濃度との関係を実験によって計測した結果を示している。
　図４は、圧縮端ガス温度と生成された改質燃料中の水素濃度との関係の一例を示す図である。この図４に示すように、生成された改質燃料中の水素は、圧縮端ガス温度が高いほど、その濃度が高くなる。また、圧縮端ガス温度が比較的低い領域や比較的高い領域にあっては、圧縮端ガス温度の上昇量に対する水素濃度の上昇量は少なくなっている。このように、改質燃料中の水素濃度は圧縮端ガス温度に依存している。
　図５は、圧縮端ガス温度と生成された改質燃料中の一酸化炭素濃度との関係の一例を示す図である。この図５に示すように、生成された改質燃料中の一酸化炭素は、圧縮端ガス温度が高いほど、その濃度が高くなる。また、圧縮端ガス温度の上昇量に対して一酸化炭素の上昇量が少なくなる温度帯（圧縮端ガス温度の温度帯）が数箇所に存在している。つまり、圧縮端ガス温度の上昇に伴う一酸化炭素濃度の変化には複数の変曲点が存在している。このように、改質燃料中の一酸化炭素濃度も圧縮端ガス温度に依存している。
　図６は、圧縮端ガス温度と生成された改質燃料中のメタン濃度との関係の一例を示す図である。この図６に示すように、生成された改質燃料中のメタンは、圧縮端ガス温度が所定値Ａ以下の範囲では、圧縮端ガス温度が高いほど、その濃度は高くなる。しかし、この圧縮端ガス温度が所定値Ａを超える範囲では、圧縮端ガス温度が高いほど、その濃度は低くなる。つまり、圧縮端ガス温度の上昇に伴うメタン濃度の変化には極大値が存在している。これは、圧縮端ガス温度が所定値Ａを超えると、改質燃料中のメタンの分解や部分酸化反応が進行し、これによって水素や一酸化炭素等が生成されることによるものと考えられる。このように、改質燃料中のメタン濃度も圧縮端ガス温度に依存している。
　図７は、特に当量比が高い場合における圧縮端ガス温度と生成された改質燃料中のエタン濃度との関係の一例を示す図である。この図７に示すように、生成された改質燃料中のエタンは、圧縮端ガス温度が所定値Ｂ以下の範囲では、圧縮端ガス温度が高いほど、その濃度は高くなる。しかし、この圧縮端ガス温度が所定値Ｂを超える範囲では、圧縮端ガス温度が高いほど、その濃度は低くなる。つまり、圧縮端ガス温度の上昇に伴うエタン濃度の変化にも極大値が存在している。これは、圧縮端ガス温度が所定値Ｂを超えると、改質燃料中のエタンの分解や部分酸化反応が進行し、これによってメタン等が生成されることによるものと考えられる。このように、改質燃料中のエタン濃度も圧縮端ガス温度に依存している。また、エタン濃度の変化の極大値が現れる圧縮端ガス温度（前記所定値Ｂ）は、前記メタン濃度の変化の極大値が現れる圧縮端ガス温度（前記所定値Ａ）よりも低い温度となっている。
　このように、改質燃料中の各ガス成分の濃度は圧縮端ガス温度に依存するものとなっている。また、燃料改質気筒２内の当量比が異なれば、圧縮端ガス温度が同一であっても、各ガス成分の濃度は変化することが実験によって確認された。このため、燃料改質気筒２内の当量比に応じて、燃料改質時における燃料改質気筒２内のガス温度を調整することで、各ガス成分の濃度を調整することが可能である。
　本実施形態は、この知見に基づき、燃料改質気筒２で生成された改質燃料の特定のガス成分（例えば、前述した水素、一酸化炭素、メタン、エタン）の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、燃料改質気筒２内の当量比に応じて、燃料改質時における燃料改質気筒２内のガス温度を調整するようにしている。例えば、燃料改質気筒２で生成される改質燃料中のガス成分として水素の目標濃度が高いほど、燃料改質時における燃料改質気筒２内のガス温度を高く設定するようにする。また、例えば、燃料改質気筒２で生成される改質燃料中のガス成分として一酸化炭素の目標濃度が高いほど、燃料改質時における燃料改質気筒２内のガス温度を高く設定するようにする。
　より具体的には、燃料改質気筒２においてピストン２２が圧縮上死点に達したタイミングでの燃料改質気筒２内のガス温度（圧縮端ガス温度）を、燃料改質気筒２内の当量比に応じて調整するようにしている。これにより、燃料改質気筒２内に供給する燃料の量を大幅に変更することなく、出力気筒３における改質燃料の燃焼により得られる出力を機関要求出力に調整できるようにしている。
　－改質燃料組成マップ－
　図８は、ＥＣＵ１００のＲＯＭに記憶された改質燃料組成マップの一例を示す図である。この改質燃料組成マップは、横軸が燃料改質室２３での混合気の当量比である。また、縦軸が圧縮端ガス温度である。各当量比において、圧縮端ガス温度が異なれば、改質燃料中における各ガス成分の濃度も異なっている。これは、前記図４～図７を用いて説明したように、改質燃料中の各ガス成分の濃度が圧縮端ガス温度に依存していることによるものである。
　この改質燃料組成マップは、実験またはシミュレーションによって作成されたものである。
　このため、この改質燃料組成マップに従い、燃料改質室２３での混合気の当量比に応じて、圧縮端ガス温度を調整すれば、改質燃料中における各ガス成分の濃度を調整することが可能である。例えば、同一の当量比であっても、圧縮端ガス温度を高く設定した場合には、アンチノック性の高い改質燃料である水素、一酸化炭素、メタンの濃度を高めることができ、圧縮端ガス温度を低く設定した場合には、アンチノック性の低い（着火性の高い）改質燃料であるエタン等の濃度を高めることができる。
　この図８の改質燃料組成マップは、燃料改質室２３での混合気の当量比を５段階に分け、当量比それぞれに対して圧縮端ガス温度を４段階に分けた合計２０個の改質燃料組成（当量比および圧縮端ガス温度の組み合わせに応じた改質燃料組成）を示している。例えば、当量比が最も低いＡ－１～Ａ－４のマップ値によれば、圧縮端ガス温度を高くすることで水素Ｈ2の濃度を高めることが可能となっている。また、当量比が２番目に低いＢ－２～Ｂ－４のマップ値によれば、圧縮端ガス温度を高くすることで水素Ｈ2および一酸化炭素ＣＯの濃度を高めることが可能となり、逆に、エタンＣ2Ｘの濃度が低くなっている。言い替えると、圧縮端ガス温度を低くすることでエタンＣ2Ｘの濃度を高めることが可能となっている。また、当量比が３番目に低いＣ－３～Ｃ－４のマップ値によれば、圧縮端ガス温度を高くすることで水素Ｈ2の濃度を高めることが可能となっている。また、当量比が４番目に低いＤ－３～Ｄ－４のマップ値によれば、圧縮端ガス温度を高くすることで一酸化炭素ＣＯおよびメタンＣ1Ｘの濃度を高めることが可能となっている。また、当量比が最も高いＥ－４のマップ値によれば、他の当量比の場合に比べて、圧縮端ガス温度を改質反応可能温度まで高めることでエタンＣ2Ｘの濃度を高めることが可能となっている。
　当量比が同一であっても、改質燃料中における各ガス成分の濃度が異なれば燃焼室３３での燃焼形態は異なるものとなる。例えば、機関出力が異なるものとなる。このため、機関要求出力に応じて圧縮端ガス温度を調整することで、その機関要求出力が得られる各ガス成分の濃度を得ることが可能となる。つまり、この改質燃料組成マップに従って圧縮端ガス温度を調整することにより、機関要求出力が得られる各ガス成分の濃度を得ることが可能である。
　なお、この改質燃料組成マップにおけるＢ－１，Ｃ－１，Ｃ－２，Ｄ－１，Ｄ－２，Ｅ－１～Ｅ－３は、改質反応が不能となる領域である（図３における改質反応不能域に相当）。また、この改質燃料組成マップにおいてガス成分を記入していない部分は、この改質燃料組成マップに示すガス成分（窒素Ｎ2、水蒸気Ｈ2Ｏ、水素Ｈ2、一酸化炭素ＣＯ、二酸化炭素ＣＯ2、メタンＣ1Ｘ、エタンＣ2Ｘ等）以外のガス成分の濃度を示している。
　前述したように、この改質燃料組成マップに従って圧縮端ガス温度を調整することにより、改質燃料中における各ガス成分の濃度を調整することが可能である。例えば、高負荷運転時には、ノッキングを回避するべく、アンチノック性の高い改質燃料（水素Ｈ2、一酸化炭素ＣＯ、メタンＣ1Ｘ等）の濃度が高くなるように圧縮端ガス温度を調整する。つまり、燃料改質室２３内の混合気の当量比に応じて圧縮端ガス温度を調整して、アンチノック性の高い改質燃料の濃度が高くなるようにする。一方、低負荷運転時には、着火性を確保するべく、アンチノック性の比較的低い改質燃料（エタンＣ2Ｘ等）の濃度が高くなるように圧縮端ガス温度を調整する。つまり、燃料改質室２３内の混合気の当量比に応じて圧縮端ガス温度を調整して、アンチノック性の比較的低い改質燃料の濃度が高くなるようにする。
　－目標圧縮端ガス温度の演算－
　次に、目標圧縮端ガス温度の演算手法について説明する。
　図９は、目標圧縮端ガス温度の演算ロジックを示すブロック図である。この図９に示すように、出力気筒３の回転速度および要求負荷率といった運転条件から、出力気筒３が過早着火を起こさず、かつ目標出力（機関要求出力）を得ることが可能な改質燃料のガス組成（要求ガス組成）を、要求ガス組成演算部１２０において演算する。この要求ガス組成の演算に当たっては、先ず、改質燃料による要求発熱量を要求改質ガス発熱量演算部１２１において計算し、これを基に、燃料改質気筒２への供給燃料量を供給燃料量計算部１２２において計算する。そして、それらの情報を基に、出力気筒３での着火性を検証する。ここでは、着火性指標演算部１２３で、前記運転条件における代表的な着火性指標が演算される。この着火性指標は、高負荷であるほど高い値として演算される。この着火性指標は、要求負荷率だけでなく、出力気筒３における当量比や、環境条件（冷却水温度や吸気温度等）も考慮して決定される。
　これらのデータを基に、前記要求ガス組成演算部１２０において燃料改質気筒２の出口における要求ガス組成が演算される。この要求ガス組成としては、前記水素の濃度（目標Ｈ2濃度）、一酸化炭素の濃度（目標ＣＯ濃度）、メタンを主成分とする炭素数１の炭化水素の濃度（目標Ｃ1Ｘ濃度）、エタンやエチレンを主成分とする炭素数２の炭化水素の濃度（目標Ｃ2Ｘ濃度）である。また、その他、水蒸気Ｈ2Ｏ、二酸化炭素ＣＯ2等も考慮される。
　また、出力気筒３における出力を満足し得る改質燃料量を供給する必要があることから、改質気筒目標当量比演算部１２４において、改質燃料の総発熱量を考慮して当量比が演算される。この際、供給燃料量計算部１２２において計算された燃料改質気筒２への供給燃料量に基づき、改質ガス質量流量演算部１２５において、改質燃料（以下、改質ガスという場合もある）の質量流量が演算される。そして、この改質ガスの質量流量に対して、各ガス成分の目標濃度を乗算することで、各ガス成分それぞれの目標量が算出され、これに基づいて、改質燃料の総発熱量を考慮した当量比が演算されることになる。
　そして、前記改質燃料組成マップを参照し、前記各ガス成分の目標濃度および燃料改質気筒２の当量比に応じた目標圧縮端ガス温度が目標圧縮端ガス温度演算部１２６において演算される。なお、各ガス成分の目標濃度が、改質燃料組成マップ上のマップ値に無く、２つのマップ値同士の間の濃度である場合には、これら２つのマップ値同士の間の濃度が得られるように目標圧縮端ガス温度が補完計算される。
　このようにして目標圧縮端ガス温度が演算されるため、この目標圧縮端ガス温度演算部１２６において演算される目標圧縮端ガス温度が、本発明でいう「燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分（ここでは水素Ｈ2、一酸化炭素ＣＯ、メタンＣ1Ｘ、エタンＣ2Ｘ）の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、燃料改質気筒内の当量比に応じて調整される燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度」に相当することになる。
　－圧縮端ガス温度の算出－
　前述したように燃料改質室２３での圧縮端ガス温度を目標圧縮端ガス温度に調整するためには、現在の圧縮端ガス温度を算出し、この現在の圧縮端ガス温度と目標圧縮端ガス温度との偏差に応じた温度調整動作を行う必要がある。
　ここでは、圧縮端ガス温度を目標圧縮端ガス温度に調整するに当たり、現在の圧縮端ガス温度を算出するための動作について説明する。
　燃料改質室２３での実際の圧縮端ガス温度は以下の式（１）によって算出（推定）することが可能である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　この式（１）において、ＴTDCは圧縮端ガス温度であり、Ｔiniは圧縮前のガス温度すなわち吸入ガス温度であり、εは燃料改質気筒２の有効圧縮比であり、κは燃料改質室２３内の吸入ガスのポリトロープ数であり、Ｃreactは燃料改質室２３での改質反応（特に部分酸化反応）に伴う温度上昇分（ピストン２２が圧縮上死点に達した時点での改質反応による温度上昇分）を考慮した補正係数である。
　以下、式（１）における各パラメータの算出について説明する。
　（吸入ガス温度Ｔini）
　吸入ガス温度Ｔiniは前記吸入ガス温度センサ１０３からの出力信号に基づいて算出される。ここで算出される吸入ガス温度Ｔiniは、燃料改質気筒吸気通路４２に対する燃料改質気筒ＥＧＲ通路７１の連通部分よりも下流側の吸入ガス温度である。
　また、吸入ガス温度Ｔiniとしては、燃料改質気筒吸気通路４２を流れる吸入ガスの温度に代えて、燃料改質気筒２の吸気ポートを流れる吸入ガスの温度を採用するようにしてもよい。または、ピストン２２が吸入下死点に達した時点での燃料改質室２３のガス温度や、吸気バルブ２６が閉弁した時点での燃料改質室２３のガス温度を検出または推定し、これを吸入ガス温度Ｔiniとして採用するようにしてもよい。
　（燃料改質気筒の有効圧縮比ε）
　燃料改質気筒２の有効圧縮比εは、燃料改質気筒２における吸気バルブ２６が閉弁した時点での燃料改質室２３の容積と、ピストン２２が圧縮上死点に達した時点での燃料改質室２３の容積との比として算出される。なお、この燃料改質気筒２の有効圧縮比εは、ピストン２２が下死点にある時点での燃料改質室２３の容積とピストン２２が上死点にある時点での燃料改質室２３の容積との比（見かけの圧縮比）によって簡易的に求めるようにしてもよい。
　（ポリトロープ数κ）
　ポリトロープ数κは、燃料改質室２３内でのガスの圧縮行程における定圧比熱と定積比熱との比で定義される。吸入ガスの全量が空気であり、シリンダ壁面への熱流出が無い場合にはκ＝１．４程度となる。しかしながら、燃料改質室２３における吸入ガスの実際のポリトロープ数は、全量が空気である場合や熱流出が無い場合とは異なっているので、以下のような修正が行われる。
　以下に述べる冷却水温度に応じたポリトロープ数の修正、ガス組成に応じたポリトロープ数の修正および当量比に応じたポリトロープ数の修正は、何れか一つを行って前記式（１）のポリトロープ数κに適用するようにしてもよいし、２つ以上を組み合わせて修正を行って前記式（１）のポリトロープ数κに適用するようにしてもよい。
　・冷却水温度に応じたポリトロープ数の修正
　前記ポリトロープ数κは熱損失量に応じて変化する。前述したようにシリンダブロックには冷却水通路１３が形成されており、この冷却水通路１３を流れる冷却水に向けての熱流出が存在している。このため、前記水温センサ１０６からの出力に基づいて冷却水の温度を算出することで、熱損失量を予測することが可能である。または、冷却水温度と熱損失量との関係を予め把握しておくことで、この冷却水温度から熱損失量を推定することが可能である。
　図１０は、この冷却水温度に応じた修正ポリトロープ数の演算ロジックを示すブロック図である。この図１０に示すように、水温センサ１０６からの出力に基づいて算出された冷却水の温度から、ポリトロープ数の低下量Δκを求め、これを空気のポリトロープ数から減算することによって、冷却水温度に応じた（熱損失量に応じた）修正ポリトロープ数を求めることができる。冷却水温度とポリトロープ数の低下量Δκとの関係は予め実験やシミュレーションによって求められている。
　・ガス組成に応じたポリトロープ数の修正
　燃料改質室２３内のガス組成によってもポリトロープ数κは変化する。つまり、吸入ガスの全量が空気である場合、吸入ガスの大部分は２原子分子であるため、ポリトロープ数κは「１．４」程度となる。これに対し、吸入ガス中に既燃ガス（ＣＯ2やＨ2Ｏ）や燃料が含まれていると、前記２原子分子の割合が低下することで、ポリトロープ数κも低下することになる。
　このため、前記吸入ガスＯ2センサ１０４からの出力信号に基づき、吸入ガス中の酸素のモル分率を基に、吸入ガス中の二酸化炭素のモル分率を計算し、各ガス成分のモル分率に基づいてポリトロープ数を推定する。
　例えば、先ず、以下の式（２）によって吸入ガスの定圧モル比熱を求める。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　この式（２）において、Ｃp#intakeは吸入ガスの定圧モル比熱であり、Ψiは各ガス成分それぞれのモル分率であり、Ｃp#iは各ガス成分それぞれの定圧モル比熱である。各ガス成分それぞれのモル分率Ψi、各ガス成分それぞれの定圧モル比熱Ｃp#iは、燃料の種類および燃料改質室２３内の当量比（現在の当量比）等に応じて決定されるものであり、実験やシミュレーションに基づいて作成されたマップ（前記ＲＯＭに記憶されたマップ）に従って求めることが可能である。
　これにより、以下の式（３）によって、吸入ガスのポリトロープ数κを算出することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　このようにしてガス組成に応じた修正ポリトロープ数を求めることができる。
　・当量比に応じたポリトロープ数の修正
　また、燃料改質室２３内の当量比を推定し、この当量比からポリトロープ数κを補正演算することも可能である。
　図１１は、この当量比に応じた修正ポリトロープ数の演算ロジックを示すブロック図である。この図１１に示すように、当量比から、ポリトロープ数の低下量Δκを求め、これを空気のポリトロープ数から減算することによって、当量比に応じた修正ポリトロープ数を求めることができる。当量比とポリトロープ数の低下量Δκとの関係は予め実験やシミュレーションによって求められている。
　この場合における当量比の算出手法としては、前記吸気流量センサ１０１からの出力信号に基づいて吸気の流量を算出する。また、吸入ガス圧力センサ１０２からの出力信号に基づいて算出された吸入ガスの圧力と、排気圧力センサ１０５からの出力信号に基づいて算出された排気の圧力との差からＥＧＲガス量（燃料改質気筒２に導入されるＥＧＲガス量）を算出する。そして、前記吸気の流量、前記ＥＧＲガス量、燃料改質室２３への燃料供給量（インジェクタ２５に対する噴射指令値から求められる燃料供給量）から当量比を算出する。また、ＥＧＲガス量を考慮しない場合には、吸気流量センサ１０１からの出力信号に基づいて算出された吸気の流量と、燃料改質室２３への燃料供給量との比から当量比を算出するようにしてもよい。
　（改質反応に伴う温度上昇分の補正係数Ｃreact）
　改質反応に伴う温度上昇分の補正係数Ｃreactは、ピストン２２が圧縮上死点に達する前に改質反応が開始された場合、部分酸化反応によるガス温度の上昇分だけ圧縮端ガス温度を補正するためのものである。運転条件に対する改質反応の開始時期や部分酸化反応による発熱量を実験等によって求めておくことで、この温度上昇分補正係数Ｃreactを前記ＲＯＭに記憶させておき、実際の運転条件に応じた温度上昇分補正係数Ｃreactを読み出すことで求められる。
　なお、ピストン２２が圧縮上死点に達した時点で未だ改質反応が開始されない場合や、ピストン２２が圧縮上死点に達した時点での改質反応による発熱量が比較的少ない場合には、この温度上昇分補正係数Ｃreactを「１」に設定して式（１）に当て嵌めるようにしてもよい。
　このようにして現在の圧縮端ガス温度を算出する動作が行われるため、ＥＣＵ１００においてこの動作を実施する機能部分が、本発明でいうガス温度推定部（ピストンが圧縮上死点に達したタイミングでの燃料改質気筒内のガス温度を推定するガス温度推定部）に相当することになる。
　－圧縮端ガス温度の制御－
　次に、前記圧縮端ガス温度を目標圧縮端ガス温度に調整するための制御について説明する。この制御としては、ＥＧＲガスによる圧縮端ガス温度の制御、有効圧縮比の変更による圧縮端ガス温度の制御、ポリトロープ数の変更による圧縮端ガス温度の制御が挙げられる。これらの圧縮端ガス温度の制御は、前記ＥＣＵ１００によって実行される。このため、このＥＣＵ１００における、これら制御の機能部分が本発明でいう制御装置に相当する。また、このＥＣＵ１００により実行されるこれら制御の方法が本発明でいう制御方法に相当する。
　以下に述べるＥＧＲガスによる圧縮端ガス温度の制御、有効圧縮比の変更による圧縮端ガス温度の制御、ポリトロープ数の変更による圧縮端ガス温度の制御は、何れか一つを行って圧縮端ガス温度を目標圧縮端ガス温度に調整するようにしてもよいし、２つ以上を組み合わせて圧縮端ガス温度を目標圧縮端ガス温度に調整するようにしてもよい。２つ以上を組み合わせて圧縮端ガス温度を目標圧縮端ガス温度に調整する場合には、各制御それぞれにおける圧縮端ガス温度の調整分の合計が、現在の圧縮端ガス温度と目標圧縮端ガス温度との偏差に一致するように制御することになる。
　以下、それぞれの制御について説明する。
　（ＥＧＲガスによる圧縮端ガス温度の制御）
　先ず、ＥＧＲガスによる圧縮端ガス温度の制御について説明する。このＥＧＲガスによる圧縮端ガス温度の制御は、前記バイパス量調整弁７５の開度を制御することで、ＥＧＲガス冷却器７２をバイパスするＥＧＲガス量を調整し、これによって燃料改質気筒吸気通路４２に導入されるＥＧＲガスの温度を調整するものである。これにより、圧縮端ガス温度を調整する。つまり、式（１）の吸入ガス温度Ｔiniを調整することによって圧縮端ガス温度を調整するものである。
　図１２はバイパス量調整弁７５の開度を決定する演算ロジックを示すブロック図である。この図１２に示すように、目標圧縮端ガス温度に基づいて、目標吸入ガス温度演算部１３０が目標吸入ガス温度を演算する。そして、吸入ガス温度センサ１０３によって実測された吸入ガス温度と目標吸入ガス温度との偏差に基づいて、目標クーラバイパス流量演算部１３１が、前記ＥＧＲガス冷却器７２をバイパスさせるＥＧＲガスの流量を演算する。そして、このＥＧＲガス冷却器７２をバイパスさせるＥＧＲガスの流量に基づいて、目標バイパス量調整弁開度演算部１３２がバイパス量調整弁７５の目標開度を演算する。このＥＧＲガスの流量（ＥＧＲガス冷却器７２をバイパスさせるＥＧＲガスの流量）とバイパス量調整弁７５の開度との関係は、予め実験やシミュレーションによって求められており、この関係から、バイパス量調整弁７５の目標開度が演算される。そして、この演算結果である目標開度に応じた出力信号をバイパス量調整弁７５に出力する。
　このような演算ロジックによって圧縮端ガス温度の制御が行われるため、前記目標吸入ガス温度演算部１３０、前記目標クーラバイパス流量演算部１３１および前記目標バイパス量調整弁開度演算部１３２によって、本発明でいうガス温度調整部（燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの温度を調整することによって、燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を調整するガス温度調整部）が構成されている。
　なお、バイパス量調整弁７５の開度を一定に維持し、ＥＧＲガス冷却器７２を流れる冷熱源（エンジン冷却水や海水等）の温度や流量を調整することによってＥＧＲガスの温度を調整し、これによって圧縮端ガス温度の制御を行うようにしてもよい。
　（有効圧縮比の変更による圧縮端ガス温度の制御）
　次に、有効圧縮比の変更による圧縮端ガス温度の制御について説明する。この有効圧縮比の変更による圧縮端ガス温度の制御は、燃料改質気筒２に備えられた可変動弁装置２８，２９によって各バルブ２６，２７の開閉タイミングを調整することで有効圧縮比を変更し、これによって圧縮端ガス温度を調整するものである。つまり、式（１）の有効圧縮比εを調整することによって圧縮端ガス温度を調整するものである。なお、可変動弁装置２８，２９としては、従来から周知のカム位相を変更する方式のものや、カムリフトを変更する方式のものや、通常の弁リフト以外に付加的にリフトを与える方式のもの等が挙げられる。
　図１３は可変動弁装置２８，２９の制御量を決定する演算ロジックを示すブロック図である。この図１３に示すように、実測された吸入ガス温度と現在の有効圧縮比とに基づき、圧縮端ガス温度演算部１４０が、現在の圧縮端ガス温度を演算する。そして、この現在の圧縮端ガス温度と目標圧縮端ガス温度との偏差に基づいて、目標有効圧縮比演算部１４１が目標有効圧縮比を演算する。そして、この目標有効圧縮比に基づいて、目標可変動弁装置制御量演算部１４２が可変動弁装置２８，２９の制御量を演算する。そして、この演算結果である制御量に応じた出力信号を可変動弁装置２８，２９に出力する。例えば、現在の圧縮端ガス温度が目標圧縮端ガス温度よりも低く、有効圧縮比を高める必要がある場合には、可変動弁装置２８による吸気バルブ２６の閉弁タイミングをピストン２２の下死点側に移行させる。逆に、現在の圧縮端ガス温度が目標圧縮端ガス温度よりも高く、有効圧縮比を低くする必要がある場合には、可変動弁装置２８による吸気バルブ２６の閉弁タイミングをピストン２２の上死点側に移行させる。
　このような演算ロジックによって圧縮端ガス温度の制御が行われるため、前記圧縮端ガス温度演算部１４０、前記目標有効圧縮比演算部１４１および前記目標可変動弁装置制御量演算部１４２によって、本発明でいうガス温度調整部（燃料改質気筒の有効圧縮比を調整することによって、燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を調整するガス温度調整部）が構成されている。
　（ポリトロープ数の変更による圧縮端ガス温度の制御）
　次に、ポリトロープ数の変更による圧縮端ガス温度の制御について説明する。このポリトロープ数の変更による圧縮端ガス温度の制御は、前記ＥＧＲガス量調整弁７３の開度を制御することで、燃料改質室２３に供給するＥＧＲガス量（３原子分子であるＣＯ2やＨ2Ｏの濃度）を調整し、これによって、燃料改質室２３への燃料供給量を変更することなしに、燃料改質室２３での酸素濃度を調整して、この燃料改質室２３内のガスのポリトロープ数を変更するものである。これにより、燃料改質室２３での改質反応における部分酸化反応量（発熱量）を調整して圧縮端ガス温度を調整する。つまり、式（１）のポリトロープ数κを調整することによって圧縮端ガス温度を調整するものである。
　図１４はＥＧＲガス量調整弁７３の開度を決定する演算ロジックを示すブロック図である。この図１４に示すように、前記吸入ガスＯ2センサ１０４からの出力信号に基づいて算出された吸入ガス中の酸素濃度に基づいて吸入ガス組成演算部１５０が吸入ガスの組成を演算し、この吸入ガスの組成から吸入ガスのポリトロープ数を求める。また、実測された吸入ガス温度と、現在の有効圧縮比と、前記ポリトロープ数とに基づき、圧縮端ガス温度演算部１５１が、現在の圧縮端ガス温度を演算する。そして、この現在の圧縮端ガス温度と目標圧縮端ガス温度との偏差に基づいて、目標ポリトロープ数演算部１５２が目標ポリトロープ数を演算する。そして、この目標ポリトロープ数に基づいて、目標Ｏ2濃度演算部１５３が目標Ｏ2濃度を演算する。そして、この演算結果である目標Ｏ2濃度に応じた出力信号をＥＧＲガス量調整弁７３に出力する。この目標Ｏ2濃度とＥＧＲガス量調整弁７３の開度との関係は、予め実験やシミュレーションによって求められており、この関係から、前記出力に応じたＥＧＲガス量調整弁７３の開度が設定されることになる。
　このような演算ロジックによって圧縮端ガス温度の制御が行われるため、前記吸入ガス組成演算部１５０、前記圧縮端ガス温度演算部１５１、前記目標ポリトロープ数演算部１５２および前記目標Ｏ2濃度演算部１５３によって、本発明でいうガス温度調整部（燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの酸素濃度を調整することによって、燃料改質時における燃料改質気筒内のガス温度を調整するガス温度調整部）が構成されている。
　（目標圧縮端ガス温度の修正）
　前述したように、燃料改質室２３において改質反応を行うためには、燃料改質室２３における混合気の当量比が高いほど、燃料改質気筒２における圧縮端ガス温度を高くする必要がある。このため、前述した目標圧縮端ガス温度としては、改質反応を可能とするように、混合気の当量比に応じた修正が必要である。
　図１５は、目標圧縮端ガス温度の修正値の演算ロジックを示すブロック図である。この図１５に示すように、前記吸入ガスＯ2センサ１０４からの出力信号に基づいて算出された吸入ガス中の酸素濃度に基づいて吸入ガス組成演算部１６０が吸入ガスの組成を演算し、この吸入ガスの組成と、燃料供給量とに基づき、当量比演算部１６１が燃料改質室２３内の当量比を演算する。そして、この当量比に基づいて目標圧縮端ガス温度補正量演算部１６２が目標圧縮端ガス温度の補正量を演算する。そして、目標圧縮端ガス温度のベース値に対して、この目標圧縮端ガス温度の補正量を加算することで、目標圧縮端ガス温度の修正値を得る。このようにして得られた目標圧縮端ガス温度の修正値が、本発明でいう燃料改質気筒内温度の下限値（改質反応を可能にするための燃料改質気筒内温度の下限値）に相当する。つまり、本実施形態では、燃料改質気筒２内の当量比に応じた燃料改質気筒内温度の下限値が設定されており、図３を用いて説明したように、燃料改質気筒２内の当量比が高いほど、燃料改質気筒内温度の下限値が高く設定されるものとなっている。
　以上説明したように、本実施形態では、改質燃料中の特定のガス成分の濃度が目標濃度となるように、燃料改質気筒２内の当量比に応じて、燃料改質時における燃料改質気筒２内のガス温度を調整するようにしている。つまり、燃料改質気筒２内の当量比に応じ、特定のガス成分の濃度が目標濃度として得られるように燃料改質時における燃料改質気筒２内のガス温度を調整するようにしている。これにより、燃料改質気筒２内に供給する燃料の量を大幅に変更することなく、出力気筒３での改質燃料の燃焼により得られる出力を機関要求出力に調整することが可能となる。
　－他の実施形態－
　なお、前記実施形態は、すべての点で例示であって、限定的な解釈の根拠となるものではない。従って、本発明の技術的範囲は、前記した実施形態のみによって解釈されるものではなく、特許請求の範囲の記載に基づいて画定される。また、本発明の技術的範囲には、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれる。
　例えば、前記実施形態では、船舶用の内燃機関１に本発明を適用した場合について説明したが、その他の用途（例えば発電機、車両等）の内燃機関に対しても本発明は適用が可能である。
　また、前記実施形態では、各気筒２，３に備えられるインジェクタ２５，３５としては気筒内に直接的に燃料を噴射する直噴式のものであった。本発明はこれに限らず、各インジェクタ２５，３５の両方または一方をポート噴射式のものとしてもよい。
　また、前記実施形態では、燃料改質室２３に供給する燃料を軽油としていた。本発明はこれに限らず、重油やガソリン等を燃料とすることも可能である。
　また、前記実施形態では、燃料改質気筒２と出力気筒３とが同一回転速度で運転するものであった。本発明はこれに限らず、各気筒２，３の間（各気筒２，３間のクランクシャフト１１）に減速機を介在させ、燃料改質気筒２の回転速度が出力気筒３の回転速度よりも低速度となる構成としてもよい。
　また、前記実施形態では、出力気筒３で得られる機関出力の一部を燃料改質気筒２におけるピストン２２の往復動の駆動源として使用していた。本発明はこれに限らず、燃料改質気筒２の駆動源を個別に設けるようにしてもよい。例えば、燃料改質気筒２と出力気筒３とを切り離し（クランクシャフト１１で連結することなく）、燃料改質気筒２のピストン２２を電動モータ等によって往復動させるようにしてもよい。
　なお、本発明は、その主旨または主要な特徴から逸脱することなく、他のいろいろな形で実施することができる。そのため、上述の各実施形態や各実施例はあらゆる点で単なる例示にすぎず、限定的に解釈してはならない。本発明の範囲は特許請求の範囲によって示すものであって、明細書本文にはなんら拘束されない。さらに、特許請求の範囲の均等範囲に属する変形や変更は、全て本発明の範囲内のものである。
　この出願は、日本で２０１６年７月１４日に出願された特願２０１６－１３９５７３号に基づく優先権を請求する。その内容はこれに言及することにより、本出願に組み込まれるものである。また、本明細書に引用された文献は、これに言及することにより、その全部が具体的に組み込まれるものである。
　本発明は、燃料改質気筒と出力気筒とを備えた内燃機関における改質燃料のガス組成の調整に適用可能である。
１　　　内燃機関
２　　　燃料改質気筒
２１　　シリンダボア
２２　　ピストン
３　　　出力気筒
１００　ＥＣＵ
１３０　目標吸入ガス温度演算部
１３１　目標クーラバイパス流量演算部
１３２　目標バイパス量調整弁開度演算部
１４０　圧縮端ガス温度演算部
１４１　目標有効圧縮比演算部
１４２　目標可変動弁装置制御量演算部
１５０　吸入ガス組成演算部
１５１　圧縮端ガス温度演算部
１５２　目標ポリトロープ数演算部
１５３　目標Ｏ2濃度演算部

Claims (9)

  1. 　燃料改質装置として機能することが可能な燃料改質気筒と、この燃料改質気筒で生成された改質燃料が供給され当該改質燃料の燃焼によって機関出力を得る出力気筒とを備えた内燃機関に適用される制御装置において、
    　前記燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、前記燃料改質気筒内の当量比に応じて、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するガス温度調整部を備えていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  2. 　請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
    　前記燃料改質気筒は、シリンダ内でピストンが往復動するレシプロ型で構成されており、
    　前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒において前記ピストンが圧縮上死点に達したタイミングでの前記燃料改質気筒内のガス温度を、前記燃料改質気筒内の当量比に応じて調整するよう構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  3. 　請求項１または２記載の内燃機関の制御装置において、
    　前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒で生成される改質燃料中のガス成分として、水素または一酸化炭素の目標濃度が高いほど、前記燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を高く設定するよう構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  4. 　請求項２記載の内燃機関の制御装置において、
    　前記ピストンが圧縮上死点に達したタイミングでの前記燃料改質気筒内のガス温度を推定するガス温度推定部を備え、
    　前記ガス温度調整部は、前記ガス温度推定部で推定されたガス温度と、前記燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が目標濃度となるガス温度との偏差に応じて温度調整動作を行うよう構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  5. 　請求項１～４のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、
    　前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの温度を調整することによって、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するよう構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  6. 　請求項１～４のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、
    　前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒の有効圧縮比を調整することによって、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するよう構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  7. 　請求項１～４のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、
    　前記ガス温度調整部は、前記燃料改質気筒内に導入される吸入ガスの酸素濃度を調整することによって、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度を調整するよう構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  8. 　請求項１～７のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、
    　前記燃料改質気筒内の当量比に応じた燃料改質気筒内温度の下限値が設定されており、前記燃料改質気筒内の当量比が高いほど、前記燃料改質気筒内温度の下限値は高く設定されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  9. 　燃料改質装置として機能することが可能な燃料改質気筒と、この燃料改質気筒で生成された改質燃料が供給され当該改質燃料の燃焼によって機関出力を得る出力気筒とを備えた内燃機関に適用される制御方法であって、
    　前記燃料改質気筒で生成された改質燃料中の特定のガス成分の濃度が、機関要求出力に応じて規定される目標濃度となるように、前記燃料改質気筒内の当量比に応じて、燃料改質時における前記燃料改質気筒内のガス温度の調整を行うことを特徴とする内燃機関の制御方法。
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