(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記燃焼の熱発生率波形を作成する装置であって、
前記噴射された燃料の燃焼が不連続となる場合に、この不連続な燃焼を行う個々の噴射燃料について個別に未燃燃料量を推定し、この推定結果から求まる有効噴射量に基づいて、前記燃焼の理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
【請求項２】
請求項１記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
前記燃料の燃焼が不連続となる場合は、燃料が複数回に分けて噴射される場合、または噴射された燃料が、ピストンに設けられたキャビティの内部領域および外部領域に噴き分けられる燃料噴射期間が存在している場合、の少なくとも一方であることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
【請求項３】
請求項２記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
前記キャビティの内部領域および外部領域への燃料の噴き分け率に基づいて、これら各領域にそれぞれ噴射された燃料の量を算出するとともに、当該各領域毎に異なる計算式を用いて未燃燃料量を推定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
【請求項４】
請求項３記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
前記各領域毎に有効噴射量を求めて理想熱発生率波形を作成し、これらの理想熱発生率波形を合成することによって、気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
【請求項５】
請求項１〜４の何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
前記燃焼の不連続な個々の噴射燃料毎に、少なくとも燃料噴射量および噴射圧力の積と、噴射時期とをパラメータとする計算式を用いて、未燃燃料量を推定する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
【請求項６】
請求項１〜５の何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
前記燃料の燃焼を少なくとも気化反応、低温酸化反応、熱分解反応および高温酸化反応によって規定し、それぞれの反応について反応速度、反応量、反応期間を算出して、理想熱発生率波形を作成する構成となっており、
前記それぞれの反応について、少なくとも反応速度および反応量の算出に前記有効噴射量を用いることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
【請求項７】
請求項６記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
前記理想熱発生率波形は、前記燃料の各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、各反応の理想熱発生率波形モデルを合成した上でフィルタ処理によって円滑化することで、作成されることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形作成装置。
【請求項８】
請求項１〜７のうち何れか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が燃焼した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合に、燃料の燃焼に係る反応に異常が生じていると診断する構成となっていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
【請求項９】
請求項８記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断することを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
【請求項１０】
請求項８または９に記載の内燃機関の燃焼状態診断装置において、
車両に実装または実験装置に搭載されていることを特徴とする内燃機関の燃焼状態診断装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ディーゼルエンジン等の内燃機関の熱発生率波形を作成する装置、および、その作成された熱発生率波形を利用して実際の燃焼状態を診断する装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来から周知のように、自動車用エンジン等として使用されるディーゼルエンジン（以下、単にエンジンと呼ぶ場合もある）にあっては、エンジン運転状態に応じて燃料噴射量等の各制御パラメータを補正する場合に、気筒内における燃料の反応状態（以下、燃焼状態という場合もある）を認識し、それに応じて、所望の反応状態が得られるように各制御パラメータを補正することが望ましい。
【０００３】
このように気筒内における燃料の反応状態に応じて各制御パラメータを補正する手段の一つとして、燃焼時における熱発生率波形を求め、その熱発生率波形が理想的な波形（以下、理想熱発生率波形という）となるように各制御パラメータを補正することが知られている（特許文献１）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２０１１−１０６３３４号公報
【特許文献２】特開２０１１−０８５０６１号公報
【特許文献３】特開２００５−２３３１０７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ところで、例えば特許文献２および特許文献３に開示されているように、内燃機関の気筒内に供給された燃料の一部は、気筒の内壁面に付着したり、その内壁面近傍を浮遊したりして、燃焼に寄与しない未燃燃料となる。この点を考慮すると、前記特許文献１のように理想熱発生率波形を作成する場合には、燃焼に寄与する燃料の量として、噴射燃料から前記の未燃燃料を減算したもの（以下、有効噴射量という）を用いることが考えられる。
【０００６】
しかしながら、前記特許文献１の技術は、気筒内への燃料噴射が途切れることなく行われ、形成される混合気塊において燃焼場の温度上昇に伴って低温酸化反応や熱分解、高温酸化反応といった各種反応が連続して行われる場合を前提としており、例えば燃料が複数回に分けて噴射された場合のように、噴射燃料の連続性が維持されなくなって、燃焼が不連続となる場合については考慮されていない。
【０００７】
同様に、一回で噴射された燃料が、ピストンに設けられたキャビティの内部領域および外部領域に噴き分けられる燃料噴射期間が存在している場合にも、噴射燃料の連続性が維持されなくなって燃焼が不連続となることがある。このような場合についても未燃燃料量がどのくらいになるのか前記従来の技術には開示されていない。
【０００８】
このため、例えば内燃機関の暖機途中や寒冷地などの低温環境において、未燃燃料量が多くなってしまい、その分、有効噴射量が少なくなるような状況では、理想熱発生率波形の作成の精度が低下することは避けられない。この結果、理想熱発生率波形と実際の熱発生率波形とを対比することによる燃焼診断の精度も低下することになる。
【０００９】
本発明の発明者は、この点に鑑み、理想熱発生率波形の作成精度を高めるためには、噴射燃料の燃焼が不連続になる場合についても正確に未燃燃料量を推定する必要があることに着目し、本発明に至った。
【００１０】
すなわち本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、内燃機関の気筒内での燃料の燃焼状態を高い精度で規定することが可能な内燃機関の熱発生率波形作成装置および燃焼状態診断装置を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
−発明の解決原理−
前記の目的を達成するために講じられた本発明の解決原理は、噴射燃料の燃焼が不連続となる場合に、この不連続な燃焼を行う個々の噴射燃料について未燃燃料量を推定することにより、理想熱発生率波形の作成精度を高めるというものである。
【００１２】
−解決手段−
具体的には本発明は、燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の燃焼を行う内燃機関における前記燃焼の熱発生率波形を作成する装置を対象とする。この熱発生率波形作成装置に対し、前記噴射された燃料の燃焼が不連続となる場合に、この不連続な燃焼を行う個々の噴射燃料について個別に未燃燃料量を推定し、この推定結果から求まる有効噴射量に基づいて、前記燃焼の理想熱発生率波形を作成する構成としている。
【００１３】
なお、ここでいう「理想熱発生率波形」とは、指令噴射量に応じた燃料噴射量、指令噴射圧力に応じた燃料噴射圧力、指令噴射期間に応じた燃料噴射期間が確保された状態であって、燃焼効率が十分に高い場合を想定した理論上得られるべき熱発生率波形をいう。また、未燃燃料量の推定結果からの有効噴射量の求め方としては、燃料噴射量から未燃燃料量（推定値）を減算してもよいし、噴射燃料中の未燃燃料量の割合（推定値）に基づいて、有効噴射量を算出してもよい。さらに、未燃燃料量の推定結果から、予め設定したマップを参照して有効噴射量を求めるという方法も考えられる。
【００１４】
前記の特定事項により、例えば燃料が複数回に分けて噴射され、その燃焼が不連続となる場合に、この不連続な燃焼を行う個々の噴射燃料について個別に未燃燃料量を推定するようにしたので、推定した未燃燃料量を減算などすることで実際に燃焼に寄与する有効噴射量を正確に算出でき、これに基づいて作成する理想熱発生率波形の精度を高めることが可能になる。
【００１５】
なお、本発明でいう「理想熱発生率波形の作成」は、実際に理想熱発生率波形を描くものには限定されず、例えば理想熱発生率波形の作成が可能な程度まで、クランク軸の単位回転角度毎の熱発生量が規定された状態となっていることも含まれる概念である。
【００１６】
ここで、前記「燃料の燃焼が不連続となる場合」としては、前記のように燃料が複数回に分けて噴射される場合以外にも、噴射された燃料が、ピストンに設けられたキャビティの内部領域および外部領域に噴き分けられる燃料噴射期間が存在している場合などが挙げられる。
【００１７】
すなわち、例えばディーゼルエンジンのようにピストンにキャビティが設けられている場合、その内部領域と外部領域とでは容積が大きく異なるとともに、温度などの領域内の環境も異なるため、各領域毎の燃焼状態は互いに独立したものとみなす方が精度が高い。そこで、気筒内をキャビティの内部領域および外部領域に分割し、それぞれにおいて未燃燃料量を推定して、この推定結果から求めた有効噴射量に基づいて各領域毎に燃焼の理想熱発生率波形を作成する構成とするのが好ましい。
【００１８】
そうして各領域毎に作成した理想熱発生率波形を合成することによって、気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成することができる。これにより、気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形の作成精度を高めることができる。
【００１９】
例えば、前記キャビティの内部領域および外部領域への燃料の噴き分け率に基づいて、これら各領域にそれぞれ噴射された燃料の量を算出するとともに、当該各領域毎に異なる計算式を用いて未燃燃料量を推定することが好ましい。異なる計算式というのは、複数のパラメータ（変数）によって未燃燃料量を算出する多項式において、その項が一致しない場合と、項は一致していても係数（定数）が一致していない場合と、の両方を含むものである。
【００２０】
すなわち、キャビティの内部領域は外部領域に比べて狭く、噴射された燃料が内壁面に付着しやすい一方で、外部領域に比べると浮遊する燃料の量は少なくなる。このため、キャビティの内部領域では、燃料の壁面付着に影響するパラメータの重み付けを大きくして、未燃燃料量を算出するのが好ましく、一方、外部領域では壁面付着だけでなく未燃浮遊燃料の量に影響するパラメータの重み付けも大きくするのが好ましいからである。
【００２１】
より具体的には、まず、前記キャビティ内外の燃料噴霧のように燃焼の不連続な個々の噴射燃料毎に、少なくとも燃料噴射量および噴射圧力の積と、噴射時期とをパラメータとする計算式を用いて、未燃燃料量を推定すればよい。これは、燃料噴射量および噴射圧力の積が大きいほど、キャビティの内部領域および外部領域の内壁面に付着する燃料が多くなり、また、特に外部領域において浮遊する燃料も多くなるからである。なお、未燃燃料量の推定には筒内圧力、筒内温度、機関回転数等のパラメータも用いることが好ましい。
【００２２】
そして、前記未燃分を除いた燃料の燃焼を少なくとも気化反応、低温酸化反応、熱分解反応および高温酸化反応によって規定し、それぞれの反応について反応速度、反応量、反応期間を算出して、理想熱発生率波形を作成する構成とすればよい。この際、前記それぞれの反応について、少なくとも反応速度および反応量の算出に前記未燃分を除いた有効噴射量を用いることが好ましい。
【００２３】
また、前記理想熱発生率波形の作成手順としては以下のものが挙げられる。まず、前記燃料の各反応の開始時期を基点として、反応速度を斜辺の勾配、反応量を面積、反応期間を底辺の長さとする三角形で成る理想熱発生率波形モデルを作成し、そして、各反応の理想熱発生率波形モデルを合成した上でフィルタ処理によって円滑化する。
【００２４】
このように三角形に近似させた熱発生率波形モデルを作成し、この熱発生率波形モデルを利用して理想熱発生率波形を作成することにより、その作成のための演算処理の簡素化を図ることができ、ＥＣＵ等の演算手段への負荷の軽減を図ることができる。
【００２５】
前述した内燃機関の熱発生率波形作成装置によって求められた理想熱発生率波形を利用して燃焼状態を診断する装置として、具体的には以下の構成が挙げられる。すなわち、前記理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料が燃焼した際の実熱発生率波形とを比較し、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定量以上となっている場合に、燃料の燃焼に係る反応に異常が生じていると診断する構成とするものである。
【００２６】
ここでいう「反応に異常が生じている」とは、内燃機関の運転に支障を来す程度の反応異常（機器の故障など）に限らず、内燃機関の制御パラメータの補正（または学習）が可能な（例えば排気エミッションや燃焼音を規制の範囲内に抑えるための補正が可能な）程度に、熱発生率波形に乖離が生じている場合も含むものである。
【００２７】
この特定事項により、燃料の燃焼に係る反応（反応形態）において、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、その反応に異常が生じていると診断することになる。例えば複数の反応それぞれに対して診断を行う場合、燃料の各反応それぞれは、特性（反応開始温度や反応速度等）が互いに異なっているため、それぞれの理想的な特性と、実際に得られた（実測された）実熱発生率波形の特性とを比較することにより、異常が生じている反応の特定を高い精度で行うことができる。このため、診断精度の向上を図ることができる。そして、異常であると診断された反応形態に対して改善策（例えば内燃機関の制御パラメータの補正）を講じることにより、異常であると診断された反応形態に適した制御パラメータを選択し、その制御パラメータを補正することができる。このため、内燃機関の制御性を大幅に改善することができる。
【００２８】
前記反応に異常が生じていると診断された場合の具体的な動作としては以下のものが挙げられる。すなわち、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の異常判定乖離量以上となっている反応が存在しており、その反応に異常が生じていると診断された際において、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合には、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う一方、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が前記補正可能乖離量を超えている場合には、内燃機関に故障が生じていると診断する構成となっている。
【００２９】
このように、反応に異常が生じていると診断された場合において、その異常が解消可能であるか否かを、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量に基づいて判断するようにしている。このため、制御パラメータの補正によって正常な反応状態が得られる状態と、部品交換などのメンテナンスが必要な状態とを正確に判別することが可能となる。
【００３０】
なお、内燃機関の制御パラメータの補正を行って前記乖離を前記異常判定乖離量未満にする制御を行う場合の制御パラメータとしては、気筒内の酸素量や燃料量が挙げられる。気筒内の酸素量は酸素密度によって決定され、ＥＧＲ率や吸気の過給率等によって調整が可能である。また、気筒内の燃料量は燃料密度によって決定され、燃料噴射時期や燃料噴射圧力や燃料噴射量によって調整が可能である。一方、内燃機関に故障が生じていると診断する場合の一例としては、実熱発生率波形の乖離が補正可能乖離量を超えている場合であり、この場合には、内燃機関の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えることになるので、これによって内燃機関に故障が生じていると診断することが可能である。具体的には、筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれに下限値を予め設定しておき、これら筒内温度、酸素密度、燃料密度の何れかがその下限値を下回っている場合には、内燃機関の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えるとして、内燃機関に故障が生じていると診断することになる。
【００３１】
前記内燃機関の燃焼状態診断装置の使用形態として具体的には、車両への実装または実験装置への搭載が挙げられる。
【発明の効果】
【００３２】
本発明では、内燃機関の気筒内に噴射された燃料の燃焼が不連続となる場合に、この不連続な燃焼を行う個々の噴射燃料について個別に未燃燃料量を推定することにより、この推定値を減算した有効噴射量に基づいて作成する理想熱発生率波形の作成精度を高めることが可能になる。また、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の異常診断を行うようにした場合には、診断精度の向上を図ることができる。
【図面の簡単な説明】
【００３３】
【図１】実施形態に係るディーゼルエンジンおよびその制御系統の概略構成を示す図である。
【図２】ディーゼルエンジンの燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。
【図３】ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。
【図４】燃焼室内での燃焼形態の概略を説明するための吸排気系および燃焼室の模式図である。
【図５】メイン噴射実行時における燃焼室およびその周辺部を示す断面図である。
【図６】メイン噴射実行時における燃焼室の平面図である。
【図７】噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射される状態を示す燃焼室周辺の模式図であって、図７（ａ）はピストンが圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を、図７（ｂ）はピストンが下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時をそれぞれ示す図である。
【図８】噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される状態を示す燃焼室周辺の模式図であって、図８（ａ）はピストンが圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を、図８（ｂ）はピストンが下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時をそれぞれ示す図である。
【図９】噴射燃料の一部がキャビティ内領域に向けて噴射され、他がキャビティ外領域に向けて噴射される状態を示す燃焼室周辺の模式図であって、図９（ａ）はピストンが圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を、図９（ｂ）はピストンが下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時をそれぞれ示す図である。
【図１０】クランク角度位置とキャビティ内燃料分配率との関係を示す図である。
【図１１】キャビティ内燃料分配率の算出手法を説明するための図である。
【図１２】燃料噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形と熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）波形との関係の一例を示す波形図である。
【図１３】燃焼状態診断および制御パラメータ補正の手順を示すフローチャート図である。
【図１４】キャビティ外領域に向けて噴射された燃料の噴霧がシリンダボア内壁面に到達する状態を示す燃焼室周辺の模式図である。
【図１５】未燃燃料量の算出に用いる噴射時期補正係数マップの一例を示す図である。
【図１６】同じく回転速度補正係数マップの一例を示す図である。
【図１７】同じく筒内圧補正係数マップの一例を示す図である。
【図１８】同じく水温補正係数マップの一例を示す図である。
【図１９】理想熱発生率波形モデルを示し、図１９（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形である場合を、図１９（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合をそれぞれ示す図である。
【図２０】図２０（ａ）は、インジェクタから燃料噴射が行われた場合における経過時間と気筒内への燃料供給量との関係を示し、図２０（ｂ）は、各噴射期間で噴射された燃料の反応量を示す図である。
【図２１】キャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。
【図２２】図２１の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形を示す図である。
【図２３】キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合の各反応形態における理想熱発生率波形モデルの一例を示す図である。
【図２４】図２３の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化して得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形を示す図である。
【図２５】キャビティ外領域を対象とした理想熱発生率波形とキャビティ内領域を対象とした理想熱発生率波形とを合成することにより作成された筒内全体を対象とした理想熱発生率波形を示す図である。
【図２６】理想熱発生率波形（実線）および実熱発生率波形（破線および一点鎖線）の一例を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００３４】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態では、自動車に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒（例えば直列４気筒）ディーゼルエンジン（圧縮自着火式内燃機関）に、本発明に係る燃焼状態診断装置を搭載した場合について説明する。
【００３５】
−エンジンの構成−
図１は本実施形態に係るディーゼルエンジン１（以下、単にエンジンという）およびその制御系統の概略構成図である。
【００３６】
この図１に示すように、本実施形態に係るエンジン１は、燃料供給系２、燃焼室３、吸気系６、排気系７等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。
【００３７】
燃料供給系２は、サプライポンプ２１、コモンレール２２、インジェクタ（燃料噴射弁）２３、機関燃料通路２７等を備えている。
【００３８】
前記サプライポンプ２１は、燃料タンクから汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路２７を介してコモンレール２２に供給する。コモンレール２２は、高圧燃料を所定圧力に保持（蓄圧）する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ２３，２３，…に分配する。インジェクタ２３は、内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備えたピエゾインジェクタである。
【００３９】
吸気系６は、シリンダヘッド１５（図２参照）に形成された吸気ポート１５ａに接続される吸気マニホールド６３を備え、この吸気マニホールド６３に吸気管６４が接続されている。また、この吸気系６には、上流側から順にエアクリーナ６５、エアフローメータ４３、吸気絞り弁（ディーゼルスロットル）６２が配設されている。
【００４０】
排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された排気ポート７１に接続される排気マニホールド７２を備え、この排気マニホールド７２に対して、排気管７３が接続されている。また、この排気系７には排気浄化ユニット７７が配設されている。この排気浄化ユニット７７には、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としてのＮＳＲ（ＮＯｘ  Ｓｔｏｒａｇｅ  Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ）触媒７５およびＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ  Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ  Ｆｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。
【００４１】
図２に示すように、シリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎にシリンダボア１２が形成されており、各シリンダボア１２の内部にはピストン１３が上下方向に摺動可能に収容されている。このピストン１３は、コネクティングロッド１８によってエンジン出力軸であるクランクシャフト（図示せず）に連結され、その回転に同期して気筒内を往復動するようになっている。
【００４２】
ピストン１３の頂面１３ａの上側には前記燃焼室３が形成されている。つまり、この燃焼室３は、シリンダブロック１１の上部に取り付けられたシリンダヘッド１５の下面と、シリンダボア１２の内壁面と、ピストン１３の頂面１３ａとにより区画形成されている。そして、ピストン１３の頂面１３ａの略中央部には、キャビティ（凹陥部）１３ｂが凹設されており、このキャビティ１３ｂも燃焼室３の一部を構成している。
【００４３】
このキャビティ１３ｂの形状としては、例えば、図示のように中央部分（シリンダ中心線Ｐ上）では凹陥寸法（即ちキャビティ１３ｂの深さ）が小さめで、そこから外周側に向かうに従って凹陥寸法が徐々に大きくなっている。また、キャビティ１３ｂの外周縁部分では、その下側の部分が上側の部分よりも大径とされ、キャビティ１３ｂの内壁の下側部分が円環状にえぐり取られたような形状となっている。
【００４４】
見方を変えると、キャビティ１３ｂの内壁の上側部分は、内方に向かってせり出すように（即ち、中央のインジェクタ２３に近づくように）形成されており、この結果、上方の燃焼室３に臨むキャビティ１３ｂの開口径は、当該キャビティ１３ｂの底部に比べて小径になっている。つまり、図７および図９から明らかなように、インジェクタ２３の噴孔から燃料の噴射方向にキャビティ内壁面までの距離は、その下側よりも上側の方が短くなっている。
【００４５】
そのようにキャビティ１３ｂの開口するピストン１３の頂面１３ａに対向して、シリンダヘッド１５には、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６と、排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７とが配設されて、図示省略の動弁機構によって動作されるようになっている。また、シリンダヘッド１５には、吸気ポート１５ａのある側から下方の燃焼室３に向けて、斜めにグロープラグ１９が配設されている。
【００４６】
さらに、図１に示す如く、このエンジン１には、過給機（ターボチャージャ）５が設けられている。このターボチャージャ５は、タービンシャフト５１を介して連結されたタービンホイール５２およびコンプレッサホイール５３を備えている。本実施形態におけるターボチャージャ５は、可変ノズル式ターボチャージャであって、タービンホイール５２側に可変ノズルベーン機構（図示省略）が設けられている。
【００４７】
また、前記吸気管６４には、ターボチャージャ５での過給によって昇温した吸入空気を強制冷却するためのインタークーラ６１が設けられているとともに、吸気マニホールド６３に排気の一部を適宜還流させるように排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が接続されている。このＥＧＲ通路８にはＥＧＲバルブ８１とＥＧＲクーラ８２とが設けられている。
【００４８】
−センサ類−
エンジン１の各部位には各種センサが取り付けられている。例えば、前記エアフローメータ４３は吸入空気量に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２は吸気絞り弁６２の開度に応じた検出信号を出力する。吸気圧センサ４８は吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。吸気温センサ４９は吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。
【００４９】
−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図示しないＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等からなるマイクロコンピュータと入出力回路とを備えている。図３に示すように、ＥＣＵ１００の入力回路には、クランクポジションセンサ４０、前記レール圧センサ４１、スロットル開度センサ４２、エアフローメータ４３、Ａ／Ｆセンサ４４ａ，４４ｂ、排気温センサ４５ａ，４５ｂ、水温センサ４６、アクセル開度センサ４７、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９、筒内圧センサ４Ａ、外気温センサ４Ｂ、および、外気圧センサ４Ｃなどが接続されている。
【００５０】
一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、前記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、吸気絞り弁６２、ＥＧＲバルブ８１、および、前記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構５４などが接続されている。
【００５１】
そして、ＥＣＵ１００は、前記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、前記ＲＯＭに記憶された各種マップに基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。
【００５２】
例えば、ＥＣＵ１００は、インジェクタ２３の燃料噴射制御として、パイロット噴射（副噴射）とメイン噴射（主噴射）とを実行する。これらパイロット噴射およびメイン噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。
【００５３】
燃料噴射を実行する際の燃料噴射圧は、コモンレール２２の内圧により決定される。このコモンレール内圧として、一般に、コモンレール２２からインジェクタ２３へ供給される燃料圧力の目標値、即ち目標レール圧は、エンジン負荷（機関負荷）が高くなるほど、および、エンジン回転速度（機関回転速度）が高くなるほど高いものとされる。
【００５４】
なお、上述したパイロット噴射およびメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。これら噴射の機能も周知であるため、ここでの説明は省略する。
【００５５】
また、ＥＣＵ１００は、エンジン１の運転状態に応じてＥＧＲバルブ８１の開度を制御し、吸気マニホールド６３に向けての排気還流量（ＥＧＲ量）を調整する。
【００５６】
−燃焼形態の概略説明−
次に、本実施形態に係るエンジン１における燃焼室３内での燃焼形態の概略について説明する。
【００５７】
図４に示すように、気筒内に吸入されるガスには、吸気管６４から吸入された新気と、ＥＧＲ通路８から吸入されるＥＧＲガスとが含まれる。
【００５８】
このようにして気筒内に吸入された新気およびＥＧＲガスは、吸気行程において開弁している吸気バルブ１６を介し、ピストン１３（図４では図示省略）の下降に伴って気筒内に吸入されて筒内ガスとなる。この筒内ガスは、エンジン１の運転状態に応じて決定されるバルブ閉弁時にて吸気バルブ１６が閉弁することにより気筒内（燃焼室３内）に密閉され（筒内ガスの閉じ込め状態）、その後の圧縮行程においてピストン１３の上昇に伴って圧縮される。そして、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達すると、上述したＥＣＵ１００による噴射量制御によって所定時間だけインジェクタ２３が開弁されることで燃料を燃焼室３内に直接噴射する（パイロット噴射やメイン噴射を実行する）。
【００５９】
図５は、メイン噴射実行時における燃焼室３およびその周辺部を示す断面図であり、図６は、この燃料噴射時における燃焼室３の平面図（ピストン１３の上面を示す図）である。
【００６０】
（燃料の噴射形態）
次に、前記インジェクタ２３から噴射された燃料の気筒内における形態について説明する。
【００６１】
インジェクタ２３の各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は略円錐状に拡散していく。一般に、前記パイロット噴射は、ピストン１３が圧縮上死点に達するクランク角度位置よりも進角側のクランク角度位置で実行され、噴射燃料の略全量がキャビティ１３ｂの外側の領域（ピストン１３の頂面１３ａとシリンダヘッド１５の下面との間の空間；以下、この空間を「キャビティ外領域」という）に向けて噴射される。これにより、キャビティ外領域の予熱に寄与することになる。
【００６２】
また、このパイロット噴射の噴射期間によっては、その噴射期間の前半ではキャビティ外領域に向けて燃料が噴射され、その噴射期間の後半ではキャビティ１３ｂの内部空間（以下、この空間を「キャビティ内領域」という）に向けて燃料が噴射される場合もある。この際、キャビティ外領域およびキャビティ内領域がそれぞれ予熱されることになる。
【００６３】
また、前記メイン噴射は、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達したクランク角度位置において実行され、例えば図７（図７（ａ）はピストン１３が圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時を示し、図７（ｂ）はピストン１３が下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時を示している）に示すように、一般的には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになる。
【００６４】
なお、前記メイン噴射で噴射される燃料は、必ずしも全量がキャビティ内領域に噴射されるとは限らず、早期噴射が行われる場合や噴射期間が長い場合などにあっては、そのメイン噴射の噴射開始時期や噴射終了時期によっては、一部の燃料がキャビティ外領域に噴射される場合もある。以下、具体的に説明する。
【００６５】
例えば図８（ａ）（ピストン１３が圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時）に示すように、ピストン１３が圧縮上死点に達するクランク角度位置よりも所定量だけ進角側のクランク角度位置にある状態でメイン噴射が開始された場合には、このメイン噴射の噴射期間の初期に噴射された燃料については前記キャビティ外領域に向けて噴射されることになる。また、例えば図８（ｂ）（ピストン１３が下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時）に示すように、ピストン１３が圧縮上死点に達したクランク角度位置よりも所定量だけ遅角側のクランク角度位置にある状態までメイン噴射が継続された場合には、このメイン噴射の噴射期間の終期に噴射された燃料については前記キャビティ外領域に向けて噴射されることになる。
【００６６】
また、図７（ａ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも進角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ外領域に向けて噴射されることになるため、この図７（ａ）で示すピストン位置は、キャビティ内噴射進角限界と呼ぶことができる。また、図７（ｂ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも遅角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ外領域に向けて噴射されることになるため、この図７（ｂ）で示すピストン位置は、キャビティ内噴射遅角限界と呼ぶことができる。
【００６７】
さらに、図８（ａ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも遅角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ内領域に向けて噴射されることになるため、この図８（ａ）で示すピストン位置は、キャビティ外噴射遅角限界と呼ぶことができる。また、図８（ｂ）で示すピストン位置では、このピストン位置よりも進角側で燃料噴射が行われた場合には、その噴射燃料の一部はキャビティ内領域に向けて噴射されることになるため、この図８（ｂ）で示すピストン位置は、キャビティ外噴射進角限界と呼ぶことができる。
【００６８】
前述した各限界に対応するクランク角度位置は、エンジン諸元やインジェクタ２３から噴射される燃料の噴霧角等によって予め規定することができる。一例として、前記キャビティ外噴射遅角限界（図８（ａ））はクランク角度で圧縮上死点前２８°ＣＡの位置であり、キャビティ内噴射進角限界（図７（ａ））はクランク角度で圧縮上死点前１８°ＣＡの位置である。また、キャビティ内噴射遅角限界（図７（ｂ））はクランク角度で圧縮上死点後１８°ＣＡの位置であり、キャビティ外噴射進角限界（図８（ｂ））はクランク角度で圧縮上死点後２８°ＣＡの位置である。これらの値は限定されるものではない。
【００６９】
そして、前記キャビティ内噴射進角限界（図７（ａ））とキャビティ内噴射遅角限界（図７（ｂ））との間の期間のみにおいて燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになる。また、前記キャビティ外噴射遅角限界（図８（ａ））よりも進角側の期間で燃料噴射が行われた場合や、キャビティ外噴射進角限界（図８（ｂ））よりも遅角側の期間で燃料噴射が行われた場合には、その期間に噴射された燃料はキャビティ外領域に向けて噴射されることになる。
【００７０】
また、例えば図９（ａ）（ピストン１３が圧縮上死点に向かって移動する圧縮行程での燃料噴射時）に示すように、キャビティ外噴射遅角限界（図８（ａ））からキャビティ内噴射進角限界（図７（ａ））に亘って燃料噴射が行われた場合や、例えば図９（ｂ）（ピストン１３が下死点に向かって移動する膨張行程での燃料噴射時）に示すように、キャビティ内噴射遅角限界（図７（ｂ））からキャビティ外噴射進角限界（図８（ｂ））に亘って燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の一部はキャビティ内領域に向けて噴射され、他はキャビティ外領域に向けて噴射されることになる。つまり、燃料がキャビティ内領域とキャビティ外領域とに噴き分けられることになる。
【００７１】
このように燃料がキャビティ外領域とキャビティ内領域とに噴き分けられた場合、各領域に存在する燃料量が所定量を超えない範囲であれば、各領域の噴霧およびその既燃ガスの大部分は、その噴射された領域内に留まり、他方の領域内に流れ込む量は殆どない。このため、キャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれの燃焼を個別に扱うことができる。
【００７２】
後述するように気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を高い精度で作成するためには、キャビティ内領域における理想熱発生率波形およびキャビティ外領域における理想熱発生率波形をそれぞれ作成しておく必要がある。このため、キャビティ内領域およびキャビティ外領域のそれぞれにおいて燃焼を行う燃料の量を求めておく必要がある。以下、それぞれの領域に存在する燃料の量を求める手法について説明する。
【００７３】
図１０は、クランク角度位置と、各クランク角度位置においてインジェクタ２３から噴射されている燃料量に対するキャビティ内領域への噴射量の比率（以下、「キャビティ内燃料分配率」という）との関係を示す図である。この図１０では、横軸がクランク角度であり、縦軸がキャビティ内燃料分配率となっている。
【００７４】
図１０におけるクランク角度位置αは前記キャビティ外噴射遅角限界（図８（ａ））のピストン位置に対応している。図１０におけるクランク角度位置βは前記キャビティ内噴射進角限界（図７（ａ））のピストン位置に対応している。また、図１０におけるクランク角度位置γは前記キャビティ内噴射遅角限界（図７（ｂ））のピストン位置に対応している。さらに、図１０におけるクランク角度位置δは前記キャビティ外噴射進角限界（図８（ｂ））のピストン位置に対応している。
【００７５】
この図１０に示すように、インジェクタ２３からの燃料噴射時期が、図中のクランク角度位置αよりも進角側である場合や、図中のクランク角度位置δよりも遅角側である場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射されることになるため、キャビティ内燃料分配率は「０」となる。
【００７６】
また、インジェクタ２３からの燃料噴射時期が、図中のクランク角度位置βとγとの間である場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになるため、キャビティ内燃料分配率は「１」となる。
【００７７】
また、インジェクタ２３からの燃料噴射時期が、図中のクランク角度位置αとβとの間である場合や、図中のクランク角度位置γとδとの間である場合には、インジェクタ２３から噴射された燃料はキャビティ外領域とキャビティ内領域とに噴き分けられることになるため、その燃料噴射時期に応じてキャビティ内燃料分配率は「０」〜「１」の間の値となる。
【００７８】
以下の説明では、前記クランク角度位置αよりも進角側の期間を第１期間、前記クランク角度位置αとβとの間の期間を第２期間、前記クランク角度位置βとγとの間の期間を第３期間、前記クランク角度位置γとδとの間の期間を第４期間、前記クランク角度位置δよりも遅角側の期間を第５期間とそれぞれ呼ぶこととする。
【００７９】
前記キャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれの燃料量を求めるためには、インジェクタ２３から噴射された総燃料量に対する各領域の燃料分配率を求めることが必要である。以下、インジェクタ２３から噴射された総燃料量に対するキャビティ内領域の燃料量の比率を「キャビティ内領域総燃料分配率」と呼び、インジェクタ２３から噴射された総燃料量に対するキャビティ外領域の燃料量の比率を「キャビティ外領域総燃料分配率」と呼ぶこととする。
【００８０】
前述した如くインジェクタ２３からの燃料噴射期間が前記第３期間である場合にはキャビティ内燃料分配率が「１」となっているため、総燃料噴射期間に対する第３期間での燃料噴射期間の比率が、前記キャビティ内領域総燃料分配率のうちの第３期間分（総燃料噴射期間に対する第３期間での燃料噴射期間の比率×「１」）として算出可能である。
【００８１】
これに対し、前記第２期間にあっては、キャビティ内燃料分配率が変化していくため、この期間におけるキャビティ内燃料分配率の代表値を求め、総燃料噴射期間に対する第２期間での燃料噴射期間の比率に、前記キャビティ内燃料分配率の代表値を乗算して、前記キャビティ内領域総燃料分配率のうちの第２期間分（総燃料噴射期間に対する第２期間での燃料噴射期間の比率×第２期間でのキャビティ内燃料分配率の代表値）を算出することが必要である。また、前記第４期間においても同様である。
【００８２】
以下、このキャビティ内燃料分配率の代表値を求めるための手法を図１１を用いて具体的に説明する。図１１は、前記第２期間における所定期間で燃料が噴射されている場合のクランク角度位置とキャビティ内燃料分配率との関係を示している。
【００８３】
この図１１に示す波形は、クランク角度位置の変化に対するキャビティ内燃料分配率の変化をＷｉｅｂｅ関数によって簡易化したものであり、第２期間の始期であるＡＣＯを「０（Ｘ＝０）」とし、この「ＡＣＯ＝０」のタイミングでのキャビティ内燃料分配率を「０」とするように、また、第２期間の終期であるＡＣＩを「１（Ｘ＝１）」とし、この「ＡＣＩ＝１」のタイミングでのキャビティ内燃料分配率を「１」とするようにＷｉｅｂｅ関数の形状パラメータであるａ項およびｍ項が設定されている。例えばａ＝８．０６、ｍ＝２．５４にそれぞれ設定されている。
【００８４】
今、この第２期間中における図中のタイミングＡｉｓで燃料噴射が開始され、タイミングＡｉｅで燃料噴射が終了した場合について考える。
【００８５】
この場合、クランク角度が角度位置α（ＡＣＯ＝０）に達した時点から燃料噴射が開始した時点までの期間の長さＸｉｓ、および、クランク角度が角度位置αに達した時点から燃料噴射が終了した時点までの期間の長さＸｉｅは、以下の式（１），（２）で与えられる。
【００８６】
Ｘｉｓ＝（Ａｉｓ−ＡＣＯ）／（ＡＣＩ−ＡＣＯ）      …（１）
Ｘｉｅ＝（Ａｉｅ−ＡＣＯ）／（ＡＣＩ−ＡＣＯ）      …（２）
そして、この場合のキャビティ内燃料分配率の代表値ｆ（Ｘ）としては、以下の式（３）によって算出される。
【００８７】
ｆ（Ｘ）＝｛ｆ（Ｘｉｓ）＋ｆ（Ｘｉｅ）｝／２      …（３）
ここで、ｆ（Ｘｉｓ）はタイミングＡｉｓにおけるキャビティ内燃料分配率であり図中のＹｉｓに相当する。また、ｆ（Ｘｉｅ）はタイミングＡｉｅにおけるキャビティ内燃料分配率であり図中のＹｉｅに相当する。
【００８８】
このようにして、キャビティ外領域とキャビティ内領域とに燃料が噴き分けられた場合のキャビティ内燃料分配率の代表値ｆ（Ｘ）を算出することが可能である。
【００８９】
そして、実際には、前記第２期間だけでなく、第１、第３、第４および第５の各期間でも燃料噴射が行われる可能性があるので、これら期間での燃料噴射も考慮して、燃料噴射期間全体を対象とした総燃料分配率（キャビティ内領域総燃料分配率）を算出することが必要である。
【００９０】
このため、まず、各期間ｉ（ｉ＝１〜５）それぞれにおける燃料噴射率ΔＡｉｎｊ（ｉ）を以下の式（４）で求める。
【００９１】
ΔＡｉｎｊ（ｉ）＝期間Ｘ（ｉ）／総燃料噴射期間      …（４）
この式（４）における「ｉ」は対象とする期間１〜５に対応する値である。
【００９２】
つまり、インジェクタ２３からの総燃料噴射期間に対する第１〜第５の各期間での噴射期間の比率が、それぞれの期間における燃料噴射率（ΔＡｉｎｊ（１）〜ΔＡｉｎｊ（５））として算出される。
【００９３】
また、第１期間および第５期間におけるキャビティ内燃料分配率は「０」であり、第３期間におけるキャビティ内燃料分配率は「１」である（図１０を参照）。このため、第１期間および第５期間における燃料噴射率（ΔＡｉｎｊ（１）、ΔＡｉｎｊ（５））はキャビティ内領域総燃料分配率に寄与しないことになり、第３期間における燃料噴射率（ΔＡｉｎｊ（３））は噴射燃料の全量がキャビティ内領域総燃料分配率に寄与する（キャビティ内領域総燃料分配率を左右する）ものとなる。また、第２期間および第４期間におけるキャビティ内燃料分配率（ΔＡｉｎｊ（２）、ΔＡｉｎｊ（４））はそれぞれの期間における燃料噴射期間（燃料噴射期間の長さ）に応じて変化する。
【００９４】
このため、燃料噴射の全期間を対象とするキャビティ内領域総燃料分配率は以下の式（５）によって求めることができる。
キャビティ内領域総燃料分配率＝ΔＡｉｎｊ（２）×ｆ（Ｘ（２））＋ΔＡｉｎｊ（３）
＋ΔＡｉｎｊ（４）×ｆ（Ｘ（４））      …（５）
これにより、燃料噴射期間の全体を対象としたキャビティ内領域の総燃料分配率が算出されることになる。
【００９５】
そして、インジェクタ２３からの総燃料噴射量に、このキャビティ内領域総燃料分配率を乗算すれば、キャビティ内領域に存在する燃料量が算出できる。また、このキャビティ内領域総燃料分配率から前記キャビティ外領域総燃料分配率を求め（１−キャビティ内領域総燃料分配率）、このキャビティ外領域総燃料分配率に総燃料噴射量を乗算すれば、キャビティ外領域に存在する燃料量が算出できる。なお、キャビティ内領域に存在する燃料量を、前記総燃料噴射量から減算することによってもキャビティ外領域に存在する燃料量は算出可能である。
【００９６】
次に、燃料噴射時期と発生熱量との関係について説明する。図１２は、燃料噴射率波形と熱発生率波形との関係の一例を示している。図中のＴＤＣはピストン１３の圧縮上死点に対応したクランク角度位置である。また、図１２の下段に示す波形は、インジェクタ２３から噴射される燃料の噴射率波形の複数のパターンを示している。図１２の上段に示す波形は、各燃料の噴射率それぞれに対応した熱発生率の変化（熱発生率波形）を示している。
【００９７】
この図１２に示す燃料噴射率波形のうち実線ａ、破線ｂ、一点鎖線ｃで示すものは、前記キャビティ外噴射遅角限界（図８（ａ））よりも進角側で燃料噴射が開始され且つこのキャビティ外噴射遅角限界よりも進角側で燃料噴射が終了しており、噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射される場合である。実線ａで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を実線Ａで示し、破線ｂで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を破線Ｂで示し、一点鎖線ｃで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を一点鎖線Ｃで示している。
【００９８】
また、この図１２に示す燃料噴射率波形のうち実線ｄ、破線ｅで示すものは、前記キャビティ内噴射進角限界（図７（ａ））よりも遅角側で燃料噴射が開始され且つキャビティ内噴射遅角限界（図７（ｂ））よりも進角側で燃料噴射が終了しており、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射される場合である。実線ｄで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を実線Ｄで示し、破線ｅで示した燃料噴射率波形に対応する熱発生率波形を破線Ｅで示している。
【００９９】
この図１２に示す燃料噴射率波形のように、各燃料噴射における噴射量が等しいにも拘わらず、キャビティ外領域に噴射された燃料が燃焼する場合には、クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量は比較的少なく、緩慢な燃焼となっている（図１２における熱発生率波形Ａ，Ｂ，Ｃを参照）。これは、噴射燃料が容積の比較的大きなキャビティ外領域に噴射されたことで、比較的低密度の（燃料密度が低い）混合気が生成されたためである。
【０１００】
これに対し、キャビティ内領域に噴射された燃料が燃焼する場合には、クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量は比較的多く、急峻な燃焼となっている（図１２における熱発生率波形Ｄ，Ｅを参照）。これは、噴射燃料が容積の比較的小さなキャビティ内領域に噴射されたことで、燃焼場の温度が急速に上昇すると共に、この温度場に比較的高密度の（燃料密度が高い）混合気が生成されているためである。
【０１０１】
このようにして燃焼場での燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。
【０１０２】
そして、燃焼後の筒内ガスは、排気行程において開弁する排気バルブ１７を介し、ピストン１３の上昇に伴って排気ポート７１および排気マニホールド７２へ排出されて排ガスとなる。
【０１０３】
−熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正−
次に、本実施形態の特徴部分である熱発生率波形の作成（理想熱発生率波形の作成）、燃焼状態診断（気筒内での燃料の各反応形態の診断）、および、その診断結果に応じて実行される制御パラメータの補正について説明する。
【０１０４】
この熱発生率波形の作成、燃焼状態診断、および、制御パラメータの補正では、図１３に示すように、（１）理想熱発生率波形の作成、および、（２）実熱発生率波形の作成、が行われた後、（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態診断が行われる。そして、（４）この燃焼状態診断の結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正が行われることになる。これら（１）〜（４）の各動作を行うための構成の全てが車両に搭載（実装）されていてもよいし、（１）の動作のみが実験室等によって行われ、その結果（作成された理想熱発生率波形）が前記ＲＯＭに記憶され、（２）〜（４）の各動作を行うための構成が車両に搭載された構成となっていてもよい。
【０１０５】
本実施形態では、筒内を前記キャビティ内領域とキャビティ外領域とに分割し、それぞれにおける燃焼状態を個別に規定するようにしている。このため、前記（１）理想熱発生率波形の作成においては、キャビティ内領域を対象とした理想熱発生率波形の作成、および、キャビティ外領域を対象とした理想熱発生率波形の作成が個別に行われ、これら理想熱発生率波形を合成することによって筒内全体を対象とした理想熱発生率波形が作成される。
【０１０６】
本実施形態の特徴は、前記のようにキャビティ内外の各領域を対象として個別に理想熱発生率波形を作成するに際し、それら各領域毎に燃料の未燃分（未燃燃料）の量を推定し、これを減算することによって実際に燃焼する燃料の量（有効噴射量）を算出するようにしたことにある。詳しくは後述するが、キャビティ内外の各領域にそれぞれ噴射された燃料の一部は、キャビティ１３ｂの内壁面やシリンダボア１２の内壁面に付着等して、反応に寄与しない未燃燃料となるから、この分を除いた有効噴射量に基づいて理想熱発生率波形を作成するのである。
【０１０７】
そして、前記（３）燃焼状態診断においては、この筒内全体を対象とした理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態診断が行われるようになっている。
【０１０８】
より具体的に、前記理想熱発生率波形の作成にあっては、（１−Ａ）反応領域の分割、（１−Ｂ）燃料の反応形態の分離、（１−Ｃ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成、（１−Ｄ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリング（フィルタ処理）による理想熱発生率波形の作成および理想熱発生率波形の合成、が順に行われる。
【０１０９】
以下、各動作について具体的に説明する。
【０１１０】
（１）理想熱発生率波形の作成
前記理想熱発生率波形の作成について説明する。まず、理想熱発生率波形の作成の概略について説明する。なお、以下では前記キャビティ内領域およびキャビティ外領域のうち燃料噴射が行われた領域を「対象領域」と呼ぶこととする（一方の領域に燃料噴射が行われた場合には、この一方の領域が対象領域に該当し、両領域に燃料噴射が行われた場合には、この両領域が対象領域に該当することになる）。
【０１１１】
前記インジェクタ２３から対象領域に噴射された燃料の反応（化学反応等）の律速条件としては、対象領域内温度、対象領域内酸素量（対象領域内の酸素密度に相関がある値）、対象領域内燃料量（対象領域内の燃料密度に相関がある値）、対象領域内燃料分布が挙げられる。これらのうち、制御自由度の低い順としては、対象領域内温度、対象領域内酸素量、対象領域内燃料量、対象領域内燃料分布の順である。
【０１１２】
つまり、対象領域内温度は、燃料が反応する前段階にあっては、吸入空気温度とエンジン１の圧縮比とによって略決定されることになり、制御の自由度は最も低い。また、この対象領域内温度は、先行して燃料噴射が行われた場合（例えば予熱のための燃料噴射が行われた場合）に、その燃料の燃焼による予熱量によっても変動する。また、対象領域内酸素量（酸素密度）は、前記吸気絞り弁６２の開度や、前記ＥＧＲバルブ８１の開度によって調整できるため、対象領域内温度に比べて制御自由度は高い。また、この対象領域内酸素量（燃料密度）は、ターボチャージャ５による過給率によっても変動する。さらに、この対象領域内酸素量は、先行して燃料噴射（予熱のための燃料噴射等）が行われた場合に、その燃料の燃焼による酸素消費量によっても変動する。また、対象領域内燃料量は、前記サプライポンプ２１による燃料噴射圧力（コモンレール圧力）の制御や前記インジェクタ２３からの燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整できるため、対象領域内酸素量に比べて制御自由度は高い。また、対象領域内燃料分布も、前記燃料噴射圧力の制御や前記燃料の多段噴射それぞれの噴射期間の制御によって調整が可能であることから制御自由度は高いものである。
【０１１３】
そして、本実施形態では、エンジン１の暖機運転が完了しており、且つ外気温度が所定温度（例えば０℃）以上であることを条件として、前記制御自由度の低い順に、燃料の反応状態を決定する条件の優先順位を高く設定している。なお、ここでは、対象領域内温度、対象領域内酸素量および対象領域内燃料量の量的条件を、対象領域内燃料分布よりも優先順位の高いものとしている。つまり、対象領域内温度を機軸として燃料の各反応の開始タイミング（反応開始時期）を決定するものとしている。即ち、対象領域内温度（対象領域内の圧縮ガス温度）から基準温度到達角度（各反応形態それぞれの反応開始時期におけるクランク角度位置）を確定する。
【０１１４】
また、本実施形態では、前記各反応の開始時期を決定するに当たっては、前記酸素密度に応じて開始時期を補正するようにしている。具体的には、例えば、酸素密度が低くなるほど反応開始時期は遅角側に移行し、反応速度は低くなり（反応が緩慢になり）、反応量が低下するようにしている。
【０１１５】
そして、その反応開始時期（酸素密度によって補正された反応開始時期）を基点として、反応速度および反応量の基準値をそれぞれ求めると共に、前記酸素密度に基づいて前記反応速度および反応量の基準値に対する補正量を求め、この補正量による補正を行って反応速度、反応量、反応期間を求めて各反応形態毎に理想熱発生率波形モデルを対象領域について作成するようにしている。
【０１１６】
ここで、対象領域内に噴射された燃料の反応としては、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応が挙げられるが、これら複数の反応形態それぞれの反応速度、反応量、反応期間を対象領域内の温度（反応開始時期を決定する対象領域内ガス温度）、燃料組成（反応に寄与する燃料量および燃料密度を含む）、および、対象領域内の酸素密度に応じて算出して、各反応それぞれにおける理想熱発生率波形モデルを作成する。
【０１１７】
すなわち、キャビティ内領域およびキャビティ外領域のうち一方の領域に燃料噴射が行われた場合には、この一方の領域（対象領域）に対して理想熱発生率波形モデルが作成され、両領域に燃料噴射が行われた場合には、これら両領域（両対象領域）に対して理想熱発生率波形モデルが個別に作成されることになる。この理想熱発生率波形モデルの作成は、キャビティ内領域およびキャビティ外領域のうち噴霧の存在する領域においてのみ実施される。何れの領域に噴霧が存在しているか（或いは両領域に噴霧が存在しているか否か）の判定は、前述した如く燃料の噴射期間に基づいて求めることができる。
【０１１８】
理想熱発生率波形モデルの作成動作として、より具体的には、前記反応開始時期における対象領域内ガス温度（基準温度）および燃料組成等に対応した基準反応速度効率［Ｊ／ＣＡ2／ｍｍ3］と、基準反応量効率［Ｊ／ｍｍ3］とを各反応形態毎に確定し、燃焼場に対する酸素供給能力（酸素密度）から前記基準反応速度効率および基準反応量効率を修正し、これら修正された反応速度効率と反応量効率とにそれぞれ燃料量（有効噴射量）を乗算して、反応速度および反応量を確定する。
【０１１９】
なお、反応速度に対しては、後述するエンジン回転速度に応じた補正を行う。また、前記「反応速度効率」は「反応速度勾配」とも呼ばれ、また、前記「反応量効率」は「燃焼効率」とも呼ばれる。以下では、「反応速度効率」を「反応速度勾配」として説明する。
【０１２０】
そして、前記反応開始時期、反応速度および反応量から後述する理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）を作成し、これにより、反応期間を確定する。この反応期間としては以下の式（６）により求められる。
【０１２１】
反応期間＝２×（反応量／反応速度）1/2      …（６）
なお、前記理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）の作成の詳細については後述する。
【０１２２】
（１−Ａ）反応領域の分割
次に、前記理想熱発生率波形の作成の第１手順である反応領域の分割について具体的に説明する。
【０１２３】
前述したように、インジェクタ２３から筒内に噴射された燃料が存在する領域としては、キャビティ外領域およびキャビティ内領域がある。そして、これら領域それぞれにあっては、存在する燃料量、温度、酸素密度が互いに異なっている可能性があり、これらを領域毎に求める必要がある。以下、具体的に説明する。
【０１２４】
（ａ）領域内に存在する燃料量
前記キャビティ外噴射遅角限界（図８（ａ））よりも進角側で燃料噴射が行われた場合や、キャビティ外噴射進角限界（図８（ｂ））よりも遅角側で燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ外領域に向けて噴射されることになり、この燃料の略全量はキャビティ外領域に存在し、キャビティ内領域には殆ど噴霧が存在しないことになる。このため、インジェクタ２３から筒内に噴射された燃料量がそのままキャビティ外領域に存在する燃料量となる。
【０１２５】
また、前記キャビティ内噴射進角限界（図７（ａ））とキャビティ内噴射遅角限界（図７（ｂ））との間の期間のみにおいて燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の略全量がキャビティ内領域に向けて噴射されることになり、この燃料の略全量はキャビティ内領域に存在し、キャビティ外領域には殆ど噴霧が存在しないことになる。このため、インジェクタ２３から筒内に噴射された燃料量がそのままキャビティ内領域に存在する燃料量となる。
【０１２６】
さらに、前記キャビティ外噴射遅角限界（図８（ａ））からキャビティ内噴射進角限界（図７（ａ））に亘って燃料噴射が行われた場合や、キャビティ内噴射遅角限界（図７（ｂ））からキャビティ外噴射進角限界（図８（ｂ））に亘って燃料噴射が行われた場合には、噴射燃料の一部はキャビティ外領域に向けて噴射され、他はキャビティ内領域に向けて噴射されることになり、この噴射された燃料の一部はキャビティ外領域に存在し、他はキャビティ内領域に存在することになる。この場合に、キャビティ外領域に存在する噴霧量（燃料量）とキャビティ内領域に存在する噴霧量との比率は、前述した如く、式（５）で算出されたキャビティ内領域総燃料分配率等に基づいて算出することができる。
【０１２７】
つまり、インジェクタ２３からの総燃料噴射量にキャビティ内領域総燃料分配率を乗算することによってキャビティ内領域に向けて噴射された燃料の量（キャビティ内領域に存在する噴霧量）を算出することができる。また、このキャビティ内領域に向けて噴射された燃料の量を前記総燃料噴射量から減算することによってキャビティ外領域に向けて噴射された燃料の量（キャビティ外領域に存在する噴霧量）を算出することができる。
【０１２８】
このように本実施形態では、筒内をキャビティ外領域とキャビティ内領域とに分割し、それぞれについての燃料量を前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用して個別に求めるようにしている。また、前述したようにキャビティ内外の各領域においてそれぞれ、壁面付着等によって反応に寄与しない未燃燃料の量を推定し、これを前記の各領域内の燃料量から減算して有効噴射量を求めることで、この有効噴射量に基づき以下のように作成する理想熱発生率波形の精度を高めることができる。なお、未燃燃料量の推定方法について詳しくは後述する。
【０１２９】
（ｂ）領域内温度
前記キャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれの温度（燃料噴射実行時の各領域の温度）を求めるための手法としては、吸気温度、ピストン位置（吸入ガスの圧縮度合い）、前記パイロット噴射等による対象領域の予熱状態等をパラメータとし、予め実験やシミュレーションによって、これらパラメータとキャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれの温度との関係を求めてマップ化し、このマップを前記ＲＯＭに記憶させている。つまり、吸気温度、ピストン位置、各領域の予熱状態等のパラメータを前記マップに当て嵌めることでキャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれの温度が個別に求められるようになっている。また、キャビティ内領域の温度を求める際に、前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用してもよい。具体的には、圧縮比に基づいて算出される圧縮ガス温度と、キャビティ内領域総燃料分配率から得られた燃料量（有効噴射量）と燃料の単位質量当たりの発生熱量との積で得られる温度上昇分との和をキャビティ内領域の温度として求めるものである。キャビティ外領域の温度も同様に求めることが可能である。
【０１３０】
なお、これら温度を求めるための手法としてはこれに限らず、筒内平均温度から所定温度を減算した値をキャビティ外領域の温度として設定し、筒内平均温度に所定温度を加算した値をキャビティ内領域の温度として設定するようにしてもよい。この場合に減算および加算される前記所定温度は、エンジン１の運転状態に応じたマップ値が実験またはシミュレーションによって求められ、このマップ値に従って可変とされる。また、熱エネルギ方程式Ｑ＝ｍｃＴから温度を算出するようにしてもよい。ここで、Ｑは対象領域（キャビティ外領域またはキャビティ内領域）への投入熱エネルギ、ｍは対象領域でのガスの質量、ｃはガスの比熱、Ｔは対象領域の温度である。
【０１３１】
（ｃ）酸素密度
酸素密度は、ＥＧＲの実施の有無や、ＥＧＲ量や、走行している道路の標高などに応じて変動するものである。そして、この酸素密度が変化すると、燃料の各反応における反応開始時期、反応速度および反応量に影響を及ぼす。つまり、上述したように、酸素密度が低くなるほど、反応開始時期は遅角側に移行し、反応速度は低くなり（反応が緩慢になり）、反応量が低下することになる。特に、燃料の各反応のうち低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応については、その影響が現れる。本実施形態では、キャビティ内外の各領域に対して酸素密度を個別に求めるようにしているが、二つの領域の酸素密度を同一として扱うようにしてもよい。
【０１３２】
一例として、酸素密度は以下の式（７）によって求められる。
【０１３３】
酸素密度＝筒内酸素残存量／行程容積      …（７）
ここで、筒内酸素残存量は、前記キャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれに対して個別に算出される。例えば、キャビティ外領域に向けてのパイロット噴射が実行されたことで、このキャビティ外領域内の酸素が消費された場合には、キャビティ外領域の酸素残存量が減少することになるため、各領域それぞれに対して筒内酸素残存量を個別に算出する。
【０１３４】
なお、各領域それぞれにおける酸素残存量の算出手法としては、例えば、前記外気温センサ４Ｂによって検出された外気温度、前記外気圧センサ４Ｃによって検出された外気圧力、および、エアフローメータ４３によって検出された吸入空気量などに基づいて気筒内に導入された酸素量（質量）を求め、この酸素量の総量をキャビティ内領域とキャビティ外領域との体積比に応じて分配すると共に、パイロット噴射等に伴って消費された酸素量を減算（酸素が消費された領域側の酸素量から減算）すればよい。例えば、外気温度、外気圧力、吸入空気量などをパラメータとして酸素量を求めるマップと、パイロット噴射の噴射期間および噴射量などをパラメータとして消費酸素量を求めるマップとを前記ＲＯＭに記憶させておき、これらマップに基づいて酸素残存量を求めるようにすればよい。
【０１３５】
（１−Ｂ）燃料の反応形態の分離
次に、前記理想熱発生率波形の作成の第２手順である燃料の反応形態の分離について説明する。
【０１３６】
前記インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合、対象領域内においては、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応が対象領域内環境に応じて行われる。つまり、キャビティ外領域およびキャビティ内領域のそれぞれに燃料が噴射された場合には、これら領域それぞれにおいて、これら反応がそれぞれの環境に応じて行われる。以下、各反応形態について説明する。
【０１３７】
（ａ）気化反応
気化反応は、前記インジェクタ２３から噴射された燃料が対象領域内の熱を受けて気化するものである。この反応は、一般的には対象領域内ガス温度が５００Ｋ以上となっている環境下に燃料が晒された状態で、燃料噴霧の拡散がある程度進んだ際に開始する噴霧律速の反応となっている。
【０１３８】
ディーゼルエンジン１で使用されている軽油の沸点は、一般には４５３Ｋ〜６２３Ｋであって、対象領域内に燃料噴射が行われる実用域（例えば前記パイロット噴射が行われる時期）はＢＴＤＣ（圧縮上死点前）４０°ＣＡである。このタイミングにおける対象領域内ガス温度は一般には５５０Ｋ〜６００Ｋ程度まで上昇しているため（寒冷地以外）、この気化反応においては、温度律速条件を考慮する必要はない。
【０１３９】
そして、この気化反応における前記基準反応量効率としては、例えば−１．１４［Ｊ／ｍｍ3］となっており、この基準反応量効率に有効噴射量を乗算して、以下の式（８）により気化反応における反応量が求められる。
【０１４０】
気化反応における反応量＝−１．１４×有効噴射量      …（８）
なお、この気化反応は吸熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては負の値となる。また、この気化反応は、反応に要する酸素量が僅かであるため、酸素密度の影響を殆ど受けないものとなっている。
【０１４１】
（ｂ）低温酸化反応
低温酸化反応は、ディーゼルエンジン１の燃料である軽油中に含まれる低温酸化反応成分（ｎ−セタン（Ｃ16Ｈ34）等の直鎖単結合組成の燃料等）が燃焼する反応である。この低温酸化反応成分は、対象領域内温度が比較的低い場合であっても着火が可能な成分であって、このｎ−セタン等の量が多いほど（高セタン燃料であるほど）対象領域内での低温酸化反応が進み易く着火遅れが抑制されることになる。具体的に、ｎ−セタン等の低温酸化反応成分は、一般的には、対象領域内温度が約７５０Ｋに達した時点で燃焼（低温酸化反応）を開始する。なお、ｎ−セタン等以外の燃料成分（高温酸化反応成分）は対象領域内温度が約９００Ｋに達するまで燃焼（高温酸化反応）を開始しない。
【０１４２】
そして、この低温酸化反応における前記基準反応速度勾配（基準反応速度効率）としては、例えば４．０［Ｊ／ＣＡ2／ｍｍ3］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば５．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。
【０１４３】
また、この低温酸化反応の反応速度および反応量は、前記基準反応速度勾配および基準反応量効率が酸素密度によって補正されることにより求められた反応速度勾配および反応量効率に基づいて算出される（例えば前記有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記低温酸化反応の反応速度を算出するに当たっては、前記反応速度勾配に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた係数（回転速度補正係数＝（基準回転速度／実回転速度）2）が乗算される。これにより反応速度を時間に依存した値として求めることができる。回転速度補正係数を求めるための基準回転速度としては任意の回転速度（例えば２０００ｒｐｍ）が設定可能であるが、エンジン１の使用頻度が最も高い回転速度域に設定することが好ましい。
【０１４４】
なお、この低温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。
【０１４５】
（ｃ）熱分解反応
熱分解反応は、燃料成分の熱分解を行う反応であって、一般に、その反応温度は約８００Ｋとなっている。
【０１４６】
また、この熱分解反応における前記基準反応速度勾配としては、例えば−０．２［Ｊ／ＣＡ2／ｍｍ3］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば５．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。
【０１４７】
また、この熱分解反応の反応速度および反応量も、前記基準反応速度勾配および基準反応量効率が酸素密度によって補正されることにより求められた反応速度勾配および反応量効率に基づいて算出される（例えば前記有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記熱分解反応の反応速度を算出するに当たっても、前記反応速度勾配に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対して、エンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。
【０１４８】
なお、本実施形態では、この熱分解反応を吸熱反応として扱うものとする。つまり、反応量（発生熱量）が負の値であるものとする。
【０１４９】
（ｄ）予混合燃焼による高温酸化反応
予混合燃焼による高温酸化反応の反応温度は、一般に約９００Ｋとなっている。つまり、対象領域内温度が９００Ｋに達したことで燃焼を開始する反応が、この予混合燃焼による高温酸化反応である。
【０１５０】
また、この予混合燃焼による高温酸化反応における前記基準反応速度勾配としては、例えば４．３［Ｊ／ＣＡ2／ｍｍ3］となっている。また、基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。
【０１５１】
また、この予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度および反応量も、前記基準反応速度勾配および基準反応量効率が酸素密度によって補正されることにより求められた反応速度勾配および反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。さらに、前記予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を算出するに当たっても、前記反応速度勾配に有効噴射量を乗算した値（基準反応速度）に対してエンジン回転速度に応じた前記回転速度補正係数が乗算される。
【０１５２】
なお、この予混合燃焼による高温酸化反応は発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。
【０１５３】
この予混合燃焼による高温酸化反応にあっては、対象領域に存在する燃料量（燃料密度）に応じて反応速度勾配が変化する。このため、以下の式（９）により、前記キャビティ内領域総燃料分配率を利用して反応速度勾配を算出し、この反応速度勾配に従って反応速度を算出することになる。
【０１５４】
反応速度勾配＝キャビティ内領域総燃料分配率×基準反応速度勾配    …（９）
つまり、インジェクタ２３から噴射された燃料の全量がキャビティ内領域に噴射されたことでキャビティ内領域総燃料分配率が「１」となっている場合には、基準反応速度勾配に基づいて反応速度が算出される。これに対し、インジェクタ２３から噴射された燃料がキャビティ内領域とキャビティ外領域とに噴き分けられている場合には、キャビティ内領域総燃料分配率によって基準反応速度勾配に対する補正を行って得られた反応速度勾配に基づいて反応速度が算出されることになる。
【０１５５】
また、前述した如く、この予混合燃焼による高温酸化反応における反応速度勾配は、酸素密度に応じても反応速度勾配が変化する。詳しくは後述する。
【０１５６】
（ｅ）拡散燃焼による高温酸化反応
拡散燃焼による高温酸化反応の反応温度は、一般に約１０００Ｋとなっている。つまり、温度が１０００Ｋ以上となっている対象領域内に向けて噴射された燃料が、噴射後、直ちに燃焼を開始する反応が、この拡散燃焼による高温酸化反応である。
【０１５７】
また、この拡散燃焼による高温酸化反応における反応速度は、コモンレール圧力に応じて変化し、以下の式（１０）および式（１１）から求められる。
【０１５８】
ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ      …（１０）
Ｇｒｄ＝ＧｒｄＢ×（基準エンジン回転速度／実エンジン回転速度）2
×（ｄ／基準ｄ）×（Ｎi／基準Ｎi）      …（１１）
ＧｒｄＢ：基準反応速度、Ｇｒｄ：反応速度、ｄ：インジェクタ２３の噴孔径、Ｎi：インジェクタ２３の噴孔数、Ａ，Ｂ：実験等により求められた定数
なお、前記式（１１）は、インジェクタ２３の基準噴孔径に対する実噴孔径の比、および、インジェクタ２３の基準噴孔数に対する実噴孔数の比が乗算されていることにより、一般化された式となっている。また、この式（１１）は、回転速度補正係数が乗算されていることで、エンジン回転速度に応じて補正された反応速度が求められるものとなっている。
【０１５９】
また、この拡散燃焼による高温酸化反応の基準反応量効率としては、例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ3］となっており、この拡散燃焼による高温酸化反応の反応量も、前記基準反応量効率が酸素密度によって補正されることにより求められた反応量効率に基づいて算出される（例えば有効噴射量を乗算することで算出される）。
【０１６０】
なお、この拡散燃焼による高温酸化反応も発熱反応であるため、この反応量（発生熱量）としては正の値となる。
【０１６１】
以上のようにして燃料の反応形態を分離することができる。
【０１６２】
（ｆ）有効噴射量の算出
ここで、本実施形態における有効噴射量の算出の仕方について詳細に説明する。前述したように有効噴射量は、壁面付着等による未燃分を考慮して求めるが、本実施形態では、図５〜１１を参照して上述したように、気筒内に噴射された燃料がキャビティ内外に噴き分けられる場合がある。この場合、キャビティ内領域に噴射された燃料の未燃分は、主としてキャビティ１３ｂの内壁面に付着した燃料であり、一方、キャビティ外領域に噴射された燃料の未燃分には、シリンダボア１２の内壁面に付着した燃料以外にも、その近傍を浮遊するものが多く含まれる。
【０１６３】
すなわち、図５や図９に表れているように、インジェクタ２３の各噴孔から燃料の噴射方向にキャビティ内壁面までの距離は、シリンダボア内壁面までの距離に比べて短いので、内壁面に付着する燃料が多くなりやすい。これに対し、キャビティ外領域に燃料が噴射される場合は、シリンダボア内壁面までの距離が比較的長い一方で、その内壁面がキャビティ内壁面に比べて広く且つ温度が低いことに加えて、そもそもキャビティ外領域の容積が、キャビティ内領域に比べて大きいこともあって、拡散した燃料噴霧のうち微粒化して浮遊する未燃燃料の量が多くなると考えられる。
【０１６４】
このように噴射燃料がキャビティ内外に噴き分けられ、燃料噴霧の連続性が維持されなくなって、その燃焼が不連続となるにもかかわらず、仮に気筒内全体にわたる単一の燃料噴霧を対象として未燃分の量を推定すると、この推定結果が不正確なものになってしまう。そして、特にエンジン１の暖機途中や寒冷地などの低温環境において未燃燃料量が多くなった場合に、その推定の精度が低下する結果として理想熱発生率波形の作成の精度が低下してしまうという問題があった。
【０１６５】
かかる問題点に鑑みて本実施形態では、前記のように噴射された燃料がキャビティ内外に噴き分けられて、不連続な燃料噴霧を形成する場合には、個別に未燃燃料量を推定し、これを減算することによって有効噴射量を求めるようにしている。こうすれば有効噴射量を高い精度で算出し、理想熱発生率波形の作成精度を高めることができ、エンジン１の気筒内での燃料の燃焼状態を高い精度で規定することが可能になる。
【０１６６】
以下、キャビティ内外の各領域毎の未燃燃料量を推定する方法を具体的に説明する。
【０１６７】
＜キャビティ外領域＞
図１４に模式的に示すように、インジェクタ２３の各噴孔からキャビティ外領域に向けて噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、それぞれが拡散しながら噴射方向に向かって延びてゆく。この際、噴孔から噴出した燃料が飛行しながら気筒内の高圧の空気との摩擦によって断裂し、多数の微小液滴が形成されるとともに、この液滴の表面から気化が進行して、燃料噴霧の外周寄りの部位には混合気塊が形成されてゆく。
【０１６８】
そうして飛行する燃料噴霧において一部の液滴は気化することなくシリンダボア１２の内壁面に到達し、ここに液滴のまま付着したり、一旦は気化した燃料が内壁面において冷却されて付着したりする。或いは、燃料の蒸気および微小な液滴がシリンダボア１２の内壁面近傍の境界層Ｂ（ハッチングを入れて示す）を浮遊するようになる。このような壁面付着燃料や未燃浮遊燃料が、上述した気化、低温酸化などの燃焼に係る各種反応に寄与しない未燃燃料である。
【０１６９】
本実施形態では、まず、前記のようにシリンダボア１２の内壁面近傍まで飛行する燃料の量を求めるために、その飛行距離を決定する主要因である燃料噴射量および噴射圧力の積に着目した。すなわち、噴射量が多くても噴射圧力が低ければ、燃料の飛行距離はあまり長くはならないし、噴射量が少なければ噴射圧力が高くても、やはり飛行距離は伸びないから、噴射量および噴射圧力の積が小さいほど未燃燃料は少なくなり、噴射量および噴射圧力の積が大きいほど、未燃燃料は多くなるものとする。
【０１７０】
また、図５〜７や図１０を参照して上述したように、ＴＤＣ近傍の所定期間（図１０に表れている第３期間）において燃料がキャビティ内領域に向かって噴射される場合は、シリンダボア１２の内壁面に到達する燃料は殆どない。一方、第２期間においては進角側に向かって、また、第４期間においては遅角側に向かって、徐々にシリンダボア内壁面に到達する燃料が増えてゆくと考えられ、このような噴射期間の影響も考慮して未燃燃料の量を推定する。
【０１７１】
さらに、インジェクタ２３から噴射された燃料噴霧は気筒内の空気の抵抗を受けるので、筒内圧力が高いほど大きな抵抗を受けて飛行距離は短くなる。同様に燃料噴霧は気筒内の流動の影響を受けて、筒内流動の強くなるエンジン高回転側では飛行距離が短くなる傾向がある。このように飛行距離が短くなれば、シリンダボア１２の内壁面近傍に到達し、浮遊したり内壁面に付着したりする未燃燃料の量は少なくなる。
【０１７２】
加えて、前記のようにシリンダボア１２の内壁面近傍に到達した燃料のうち、内壁面に付着する燃料の量は、内壁面の温度が低いほど多くなると考えられ、また、内壁面近傍において浮遊する燃料の量も、内壁面の温度が低いほど多くなると考えられる。そこで、シリンダボア１２の内壁面温度の指標として例えばエンジン水温を採用すれば、エンジン水温が低いほど未燃燃料は多くなり、エンジン水温が高いほど未燃燃料は少なくなる。
【０１７３】
このような各種要因を考慮して本実施形態では、キャビティ外領域における未燃燃料量を以下の式（１２）によって算出するようにしている。
【０１７４】
未燃燃料量＝燃料噴射量×｛Ｆ（噴射量×レール圧）＋Ｗ（噴射時期）｝
×Ｎ（エンジン回転速度）×Ｐ（筒内圧力）×Ｔ（エンジン水温）
×Ｒ（キャビティ内外燃料分配率）      …（１２）
前記式（１２）においてＦ（噴射量×レール圧）は、前述の如く燃料の噴射量および噴射圧力（レール圧、即ちレール圧センサ４１によって検出されるコモンレール２２内の燃料の圧力を用いる）の積の関数であって、その積の値が大きいほど関数の値も大きくなるように、予め実験やシミュレーションによって設定されている。例えば、予め設定した係数Ｋfを用いて、  Ｆ＝Ｋf×燃料噴射量×レール圧  としてもよい。
【０１７５】
また、Ｗ（噴射時期）、Ｎ（エンジン回転速度）、Ｐ（筒内圧力）、Ｔ（エンジン水温）はそれぞれ、燃料の噴射時期、エンジン回転速度、筒内圧力、エンジン水温の影響を好適に反映させるための補正係数であって、それぞれ、噴射時期、エンジン回転速度、筒内圧力、エンジン水温の関数として、または以下に述べるようなマップによって設定されている（以下それぞれ、噴射時期補正係数Ｗ、回転速度補正係数Ｎ、筒内圧補正係数Ｐ、水温補正係数Ｔと呼ぶこととする）。
【０１７６】
さらに、Ｒ（キャビティ内外燃料分配率）は、これを燃料噴射量に乗算することで、キャビティ内外の各領域へ噴射される燃料の量を求めるための分配率補正係数Ｒであって、図１０等を参照して上述した「キャビティ内領域総燃料分配率」（「キャビティ外領域総燃料分配率」でもよい）を用いて、以下のように求められる。
【０１７７】
なお、未燃燃料量は以下の式（１３）によって算出するようにしてもよい。
【０１７８】
未燃燃料量＝燃料噴射量×｛Ｆ（噴射量×レール圧）＋Ｗ（噴射時期）｝
×Ｎ（エンジン回転速度）×Ｐ（筒内圧力）×Ｔ（エンジン水温）
×Ｒ（キャビティ内外燃料分配率）
×（ｄ／基準ｄ）×（Ｎi／基準Ｎi）      …（１３）
前記式（１３）におけるｄはインジェクタ２３の噴孔径であり、Ｎiはインジェクタ２３の噴孔数である。すなわち、式（１３）は、インジェクタ２３の基準噴孔径に対する実噴孔径の比、および、インジェクタ２３の基準噴孔数に対する実噴孔数の比を乗算することにより、式（１２）を一般化したものである。
【０１７９】
前記の補正係数について具体例を説明すると、図１５〜１８はそれぞれ、噴射時期補正係数Ｗ、回転速度補正係数Ｎ、筒内圧補正係数Ｐ、および水温補正係数Ｔを設定した補正係数マップの一例を示している。これらの補正係数マップは、噴射時期やエンジン回転速度などのパラメータとキャビティ外領域における未燃燃料量との好適な関係を、予め実験やシミュレーションによって求めてマップ化したものである。
【０１８０】
例えば図１５は、噴射時期の変化（進角または遅角）による未燃燃料量の変化（変化率）を調べて、この変化率を噴射時期補正係数Ｗとしてプロットした上で、所定の関数によって近似したものである。図１５に示す例は、前述したようにＴＤＣ近傍において燃料がキャビティ内領域に向かって噴射されるときには、シリンダボア１２の内壁面近傍に到達する燃料は殆どなく、この状態から噴射時期が進角または遅角側のいずれかに変化するに連れて、壁面近傍に到達する燃料が増大する傾向を表している。
【０１８１】
一方、図１６は、エンジン回転速度の上昇に伴い気筒内の流動が強くなり、燃料噴霧が拡散される結果として、シリンダボア１２の内壁面近傍に到達する燃料が減少する傾向を表している。すなわち、回転速度補正係数Ｎの値は、例えばアイドル回転速度付近で最大値Ｎmaxとなり、エンジン回転速度の上昇とともに急低下しつつその低下の度合いは徐々に緩やかになってゆく。そして、高回転域では概ね一定の値になっている。
【０１８２】
同様に図１７は、筒内圧力の上昇に伴い燃料噴霧の受ける抵抗が大きくなって、その飛行距離が短くなる結果として、シリンダボア１２の内壁面に付着する燃料量が少なくなる傾向を表している。すなわち、筒内圧補正係数Ｐの値は、例えば筒内圧が大気圧付近になっているときに最大値（図の例では１．０）となり、筒内圧の上昇に伴って緩やかに低下した後に、一時的にその低下の度合いが大きくなる。その後、筒内圧補正係数Ｐの値の低下の度合いは再び緩やかになって、さらに筒内圧力が高くなれば概ね行って位置に近づいてゆく。
【０１８３】
また、図１８は、エンジン水温の上昇に伴いシリンダボア１２の内壁面に付着したり、その内壁面近傍において浮遊する燃料が減少する傾向を表している。図の例では水温補正係数Ｔの値は、例えばエンジン水温が０℃の付近で基準値（図の例では１．０）となり、ここから温度上昇に伴って水温補正係数Ｔの値も増大するが、その増大の度合いは徐々に緩やかになってゆく。また、０℃からのエンジン水温の低下に伴って水温補正係数Ｔの値は増大するとともに、その増大の度合いは徐々に緩やかになってゆく。
【０１８４】
なお、前記図１５〜１８に示すマップは一例に過ぎず、これ以外の種々のマップを設定することができる。また、このようなマップを用いずに、実験やシミュレーションなどによって設定した計算式によって、補正係数（噴射時期補正係数Ｗ、回転速度補正係数Ｎ、筒内圧補正係数Ｐ、水温補正係数Ｔ）を求めるようにしてもよい。
【０１８５】
さらに、分配率補正係数Ｒについては、前述したように本実施形態ではマップなどを用いず、基本的にはキャビティ内領域総燃料分配率（キャビティ外領域総燃料分配率であってもよい）を用いて算出するようにしている。一例としてキャビティ外領域における分配率補正係数Ｒは、以下の式（１４）により表される。
【０１８６】
分配率補正係数Ｒ＝１−キャビティ内領域総燃料分配率      …（１４）
但し、０．１＜キャビティ内領域総燃料分配率＜０．９５
そして、キャビティ内領域総燃料分配率が非常に小さく、例えば０．１未満である場合は、前記分配率補正係数Ｒを、Ｒ＝１とする。反対にキャビティ内領域総燃料分配率が非常に大きく、例えば０．９５を越えている場合の分配率補正係数Ｒは、Ｒ＝０．０５とする。すなわち、キャビティ内領域へ噴射される燃料が非常に少ない場合は、実質的に全ての噴射燃料がキャビティ外領域に存在するとみなして、分配率補正係数を１とする一方、キャビティ内領域へ噴射される燃料が非常に多い場合は、キャビティ外に溢れ出す燃料があることを考慮して、分配率補正係数を０．０５としたものである。
【０１８７】
＜キャビティ内領域＞
キャビティ内領域についても前述したキャビティ外領域と同様の考え方で、未燃燃料の量を算出することができる。但し、前述したようにキャビティ内領域において未燃燃料は、主にキャビティ内壁面への付着分と考えられる一方、キャビティ外領域における未燃燃料は、シリンダボア内壁面への付着分とその近傍の未燃浮遊燃料との和と考えられる。
【０１８８】
このため、キャビティ内領域の未燃燃料は、形式上は前記式（１２）や式（１３）と同じであっても、中身は異なる計算式によって算出される。すなわち、例えばＦ（噴射量×レール圧）は、前述のキャビティ外領域と同じく  Ｆ＝Ｋf×燃料噴射量×レール圧  とすればよいが、インジェクタ２３からキャビティ内壁面までの距離がシリンダボア内壁面までと比べてかなり短いことから、係数Ｋfの値が大きな値に設定される。
【０１８９】
また、噴射時期補正係数Ｗについては前述したキャビティ外領域とは反対に、ＴＤＣ近傍において燃料がキャビティ内領域に向かって噴射されるときには、噴射時期補正係数Ｗの値が大きく（例えば１．０）なる一方、噴射時期が進角または遅角側のいずれかに所定以上、変化して、燃料がキャビティ外領域に向かって噴射されるようになると、噴射時期補正係数Ｗは非常に小さな値になる。
【０１９０】
また、噴射時期補正係数Ｗは、前記のように燃料がキャビティ内領域へ噴射されるクランク角期間、具体的には、例えば図１０を参照して上述したクランク角度位置α〜δの間の第２〜第４期間において、ＴＤＣを含む第３期間（クランク角度位置β〜γの期間）に比べて、やや進角側の第２期間（クランク角度位置αからβの期間）および、やや遅角側の第４期間（クランク角位置γ〜δの期間）の方が大きな値に設定される。
【０１９１】
すなわち、図５〜７、９を参照して前述したように、キャビティ１３ｂの内壁の上側部分が、内方に向かってせり出すような（即ち、中央のインジェクタ２３に近づくような）形状とされ、インジェクタ２３の噴孔から燃料の噴射方向にキャビティ内壁面までの距離が、その下側よりも上側の方で短くなっているので、キャビティ内壁面への燃料の付着量は、その下側よりも上側の方で多くなると考えられる。
【０１９２】
このため、キャビティ内領域について噴射時期補正係数Ｗは、燃料がキャビティ内領域に向かって噴射される場合に、ＴＤＣを含む第３期間において噴射されて、キャビティ内壁面の下側部分に向かう燃料の壁面付着量が相対的に少なく、それよりも少し進角または遅角寄りで噴射され、キャビティ内壁面の上側部分に向かう燃料の壁面付着量が相対的に多くなる、という傾向を表すものとなるのである。
【０１９３】
また、回転速度補正係数Ｎや筒内圧補正係数Ｐについては、概ね前述したキャビティ内領域についてと同じ傾向（図１６、図１７参照）を示すが、水温補正係数Ｔについては、キャビティ内壁面の温度がシリンダボア内壁面に比べると高く、且つエンジン水温の影響を受け難くなることから、キャビティ内領域についての水温補正係数Ｔは、前述したキャビティ外領域についての水温補正係数Ｔ（図１８参照）に比べると、エンジン水温による変化が小さくなるように設定される。
【０１９４】
さらに、キャビティ内領域についての分配率補正係数Ｒは、キャビティ外領域についての前記式（１４）とは反対になると考えてよく、一例として以下の式（１５）により算出すればよい。
【０１９５】
分配率補正係数Ｒ＝キャビティ内領域総燃料分配率      …（１５）
但し、０．１＜キャビティ内領域総燃料分配率＜０．９５
そして、キャビティ内領域総燃料分配率が非常に小さく、例えば０．１未満である場合は、前記分配率補正係数Ｒを、Ｒ＝０とする。反対にキャビティ内領域総燃料分配率が非常に大きく、例えば０．９５を越えている場合の分配率補正係数Ｒは、Ｒ＝０．９５とすればよい。
【０１９６】
（１−Ｃ）分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成
次に、前記キャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれにおいて分離された各反応形態それぞれに対する理想熱発生率波形モデルの作成について説明する。
【０１９７】
上述の如く反応形態を分離したことにより、それぞれの反応形態における理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。つまり、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、予混合燃焼による高温酸化反応、拡散燃焼による高温酸化反応それぞれに対して、理想熱発生率波形モデルが作成可能となる。
【０１９８】
本実施形態では、各反応それぞれに対し、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させるものとしている。つまり、上述した反応開始温度を基点として、反応速度（酸素密度に応じて補正された反応速度）を二等辺三角形の斜辺の勾配とし、反応量（酸素密度に応じて補正された反応量）を二等辺三角形の面積とし、反応期間を二等辺三角形の底辺の長さとする理想熱発生率波形モデルをキャビティ内領域およびキャビティ外領域それぞれについて作成する。前記反応開始時期としては、上述したように、基準温度到達時期を酸素密度低下補正遅角量によって補正した値となっている。以下の理想熱発生率波形モデルの作成は、上述した各反応形態それぞれに対して適用される。以下、具体的に説明する。
【０１９９】
（ａ）反応速度（反応速度勾配）
反応速度は、前記反応速度勾配に基づいて設定され、理想熱発生率波形モデルを二等辺三角形に近似させた場合、熱発生率が上昇する期間での反応速度と、熱発生率が下降する期間での反応速度とでは、それらの絶対値は一致している。
【０２００】
なお、前記熱発生率が上昇する期間での反応速度に対して、熱発生率が下降する期間での反応速度が低い場合（理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形である場合）には、前記上昇勾配に所定値α（＜１）を乗算することで下降勾配が求められることになる。
【０２０１】
前記拡散燃焼による高温酸化反応での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は噴射率波形勾配に比例し、燃料噴射圧（コモンレール内圧）が一定であれば反応速度も一定である。また、他の反応（例えば予混合燃焼による高温酸化反応）での理想熱発生率波形モデルにあっては、反応速度は燃料噴射量に比例することになる。
【０２０２】
前述した如く、本実施形態では、筒内をキャビティ外領域とキャビティ内領域とに分割し、それぞれについての理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。また、前記各反応では、燃焼場における酸素密度および燃料密度等の物理量に応じて反応速度勾配が変化する。このため、本実施形態では、反応速度についても各領域それぞれについて個別に求め、それに基づいて理想熱発生率波形モデルを作成するようにしている。
【０２０３】
（ｂ）発生熱量（面積）
各反応における反応量効率［Ｊ／ｍｍ3］は燃焼期間を適正化すれば定数（例えば高温酸化反応の場合は３０Ｊ／ｍｍ3）と見なすことができる。このため、発生熱量としては、この反応量効率に燃料噴射量（前記有効噴射量）を乗算したものとなる。
【０２０４】
但し、前記低温酸化反応については高温酸化反応との和で完結し、拡散燃焼による高温酸化反応では単独で完結することになる。
【０２０５】
このようにして求められた発生熱量が理想熱発生率波形モデルである三角形の面積に相当することになる。
【０２０６】
（ｃ）燃焼期間（底辺）
以上の三角形の勾配（反応速度）および三角形の面積（発生熱量）から三角形の底辺の長さに相当する燃焼期間が求められる。
【０２０７】
図１９に示すように、三角形の面積（発生熱量に相当）をＳ、底辺の長さ（燃焼期間に相当）をＬ、高さ（熱発生率ピーク時点での熱発生率に相当）をＨ、燃焼開始時点から熱発生率ピーク時点までの期間をＡ、熱発生率ピーク時点から燃焼終了時点までの期間をＢ（理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはＢ＝Ａ）、上昇勾配（熱発生率が上昇する期間での反応速度に相当）をＧ、この上昇勾配に対する下降勾配（熱発生率が下降する期間での反応速度に相当）の比をα（≦１）とした場合、以下の関係が成り立つ。なお、図１９（ａ）は理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合を、図１９（ｂ）は理想熱発生率波形モデルが不等辺三角形の場合をそれぞれ示している。
【０２０８】
Ｈ＝Ａ×Ｇ＝Ｂ×α×Ｇ
これより、Ｂ＝Ａ／αとなる。
【０２０９】
Ｓ＝Ａ2×Ｇ／２＋Ａ×Ｇ×Ｂ／２＝（１＋１／α）×Ａ2×Ｇ／２
よって、Ａ＝ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］となる。
【０２１０】
従って、底辺の長さＬは、
Ｌ＝Ａ＋Ｂ＝Ａ（１＋１／α）
＝（１＋１／α）×ＳＱＲＴ［２Ｓ／｛（１＋１／α）Ｇ｝］
理想熱発生率波形モデルが二等辺三角形の場合にはα＝１であり、
Ｌ＝２×ＳＱＲＴ（Ｓ／Ｇ）＝２×ＳＱＲＴ（３０×Ｆｑ／Ｇ）となる。
【０２１１】
（Ｆｑは燃料噴射量（有効噴射量）であり、上述した如く燃料１ｍｍ3当たりの発生熱量を３０Ｊとした場合には「３０×Ｆｑ」が三角形の面積Ｓとなる）
このようにして、噴射量（噴射量指令値：発生熱量に相関のある値）と勾配（反応速度）が与えられれば燃焼期間が確定されることになる。
【０２１２】
以下、理想熱発生率波形モデルを三角形（特に二等辺三角形）に近似できる理由について説明する。図２０（ａ）は、インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合における経過時間と１つの反応形態における気筒内への燃料供給量（その反応形態で使用される燃料の量）との関係を示している。また、この図２０（ａ）では、その燃料供給量が得られる燃料噴射期間を１０個の期間に区分している。つまり、その燃料噴射期間を、互いに燃料供給量が等しい１０個の期間に区分しており、それぞれに第１の期間から第１０の期間の期間番号を付している。つまり、第１の期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第２の期間での燃料噴射が開始され、第２の期間での燃料噴射が終了した後、燃料噴射が途切れることなく第３の期間での燃料噴射が開始されるといった噴射形態で第１０の期間の終了時点まで燃料噴射が継続されることになる。
【０２１３】
また、図２０（ｂ）は前記各期間で噴射された燃料の反応量（この図２０（ｂ）に示すものは発熱反応における発熱量）を示している。この図２０（ｂ）に示すように、第１の期間での燃料噴射が開始され、第２の期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図２０（ｂ）における期間ｔ１）は、第１の期間で噴射された燃料の反応のみが行われている。そして、第２の期間での燃料噴射が開始され、第３の期間での燃料噴射が開始されるまでの間（図２０（ｂ）における期間ｔ２）は、第１の期間で噴射された燃料の反応および第２の期間で噴射された燃料の反応が共に行われている。このようにして、新たな噴射期間を迎える度に、燃料の総反応量としては次第に増加していく（新たに噴射が開始された期間の燃料分だけ総反応量が増加していく）。この増加期間が、前記理想熱発生率波形モデルの正側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも進角側の期間）に相当する。
【０２１４】
その後、第１の期間で噴射された燃料の反応が終了する。この時点（図２０（ｂ）におけるタイミングＴ１）では、第２の期間以降で噴射された燃料の反応は終了しておらず、第２の期間から第１０の期間で噴射された燃料の反応が継続している。そして、第２の期間で噴射された燃料の反応が終了すると（図２０（ｂ）におけるタイミングＴ２）、第３の期間以降で噴射された燃料の反応は終了していないため、第３の期間から第１０の期間で噴射された燃料の反応が継続することになる。このようにして、各期間で噴射された燃料の反応が順次終了していくことにより、燃料の総反応量としては次第に減少していく（反応が終了した燃料分だけ総反応量が減少していく）。この減少期間（図２０（ｂ）において反応量を破線で示している期間）が、前記理想熱発生率波形モデルの負側の勾配の期間（反応のピーク位置よりも遅角側の期間）に相当する。
【０２１５】
以上のような形態で燃料の反応が行われるため、理想熱発生率波形モデルは三角形（二等辺三角形）として近似できることになる。
【０２１６】
以上が、燃料の各反応形態に対する理想熱発生率波形モデルの作成手順である。
【０２１７】
（１−Ｄ）理想熱発生率波形モデルのフィルタリングによる理想熱発生率波形の作成
以上のようにして理想熱発生率波形モデルを作成した後、この理想熱発生率波形モデルを周知のフィルタ処理（例えばＷｉｅｂｅフィルタによる処理）によって円滑化することにより、理想熱発生率波形を作成する。以下、具体的に説明する。
【０２１８】
図２１は、キャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合の各反応形態における理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）の一例を示している。この図２１では、１回の燃料噴射によって気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応が順次行われた理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）となっている。具体的に、図中のＩは気化反応の理想熱発生率波形モデル、IIは低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、IIIは熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IVは予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、Ｖは拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。
【０２１９】
また、図２２は、このキャビティ外領域に１回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形（キャビティ外噴射理想熱発生率波形）を示している。このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて合成されることでキャビティ外領域のみを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。
【０２２０】
一方、図２３は、キャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合の各反応形態における理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）の一例を示している。この図２３では、キャビティ内領域の温度が急速に上昇することに起因し、１回の燃料噴射によって気化反応、熱分解反応が順に行われた後、低温酸化反応と予混合燃焼による高温酸化反応とが並行し、これらの反応の開始後に、拡散燃焼による高温酸化反応が行われた理想熱発生率波形モデル（各反応に対応した二等辺三角形）となっている。具体的に、図中のＩ’は気化反応の理想熱発生率波形モデル、II’は低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、III’は熱分解反応（吸熱となる熱分解反応）の理想熱発生率波形モデル、IV’は予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、Ｖ’は拡散燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形モデルである。
【０２２１】
また、図２４は、このキャビティ内領域に１回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理によって円滑化することで得られた各波形を合成することにより作成された理想熱発生率波形（キャビティ内噴射理想熱発生率波形）を示している。このように、各反応（気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、各高温酸化反応）それぞれに応じた理想熱発生率波形モデル（二等辺三角形）がフィルタ処理によって円滑化されて合成されることでキャビティ内領域のみを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。
【０２２２】
さらに、１回の燃料噴射において、燃料の一部がキャビティ外領域に噴射され、他の燃料がキャビティ内領域に噴射された場合、つまり、燃料がキャビティ外領域とキャビティ内領域とに噴き分けられた場合には、これらキャビティ外領域を対象とする理想熱発生率波形とキャビティ内領域を対象とする理想熱発生率波形とがそれぞれ作成され、これらを合成することにより、筒内全体を対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。例えば、キャビティ外領域を対象とした理想熱発生率波形が図２２に示すものであり、キャビティ内領域を対象とした理想熱発生率波形が図２４に示すものであった場合には、筒内全体を対象とした理想熱発生率波形として図２５に示すような理想熱発生率波形（気筒内理想熱発生率波形）が作成されることになる。
【０２２３】
なお、実際のエンジン１では、メイン噴射以外にパイロット噴射やアフタ噴射等が行われる。このため、これらパイロット噴射やアフタ噴射に対しても、前述の場合と同様に対象領域における理想熱発生率波形モデルを作成し、これをフィルタ処理によって円滑化することにより理想熱発生率波形を作成することができる。一般にパイロット噴射はピストン１３の圧縮上死点よりも所定角度以上進角側のクランク角度位置で実行され、アフタ噴射はピストン１３の圧縮上死点よりも所定角度以上遅角側のクランク角度位置で実行されるため、これら噴射はキャビティ外領域に向けて行われる。このため、これら噴射を対象とする理想熱発生率波形は前記キャビティ外噴射理想熱発生率波形として求められることになる。
【０２２４】
そして、前記メイン噴射における筒内全体を対象とした理想熱発生率波形と、これら理想熱発生率波形（パイロット噴射やアフタ噴射を対象とする理想熱発生率波形）とを合成することによって１サイクルを対象とした理想熱発生率波形が作成されることになる。
【０２２５】
（２）実熱発生率波形の作成
前記理想熱発生率波形と比較される実熱発生率波形は、前記筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力の変化に応じて作成される。つまり、気筒内での熱発生率と筒内圧力との間には相関がある（熱発生率が高いほど筒内圧力は高くなる）ので、この筒内圧センサ４Ａによって検出される筒内圧力から実熱発生率波形を作成することができる。この検出した筒内圧力から実熱発生率波形を作成する処理については公知であるため、ここでの説明は省略する。
【０２２６】
（３）理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断
燃焼状態の診断（反応形態の診断）としては、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離の大きさに基づいて行われる。例えば、その乖離が予め設定された閾値（本発明でいう異常判定乖離量）以上となっている反応形態が存在している場合には、その反応形態に異常が生じていると診断することになる。例えば熱発生率の偏差が１０［Ｊ／°ＣＡ］以上となっている反応形態が存在する場合や、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形のクランク角度側への偏差（進角側または遅角側の偏差）が３°ＣＡ以上となっている反応形態が存在する場合には、その反応形態に異常が生じていると診断する。これら値はこれに限定されるものではなく、実験やシミュレーションによって適宜設定される。
【０２２７】
例えば、図２５に示した理想熱発生率波形が作成された場合を例に挙げて説明すると、図２６に破線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形（図２５で示した波形）に対して各高温酸化反応（予混合燃焼による高温酸化反応および拡散燃焼による高温酸化反応）における実熱発生率波形が遅角側にずれており、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応の反応開始時期に異常が生じていると診断することになる。
【０２２８】
また、図２６に一点鎖線で示す実熱発生率波形のように、実線で示した理想熱発生率波形に対して各高温酸化反応における熱発生率波形のピーク値が高く、その偏差が閾値を超えている場合には、各高温酸化反応に異常が生じている、つまり、各高温酸化反応での反応量に異常が生じていると診断することになる。また、このような診断は、高温酸化反応に限らず、前記気化反応、低温酸化反応、熱分解反応それぞれに対しても同様に行われる。
【０２２９】
なお、前記反応形態に異常が生じているか否かを診断するためのパラメータとしては、上述した反応時期の偏差（着火遅れ等）や、熱発生率波形のピーク値の偏差に限らず、反応速度の偏差、反応期間の偏差、ピーク位相等も挙げられる。
【０２３０】
（４）診断結果に応じたエンジン１の制御パラメータの補正
前記理想熱発生率波形と実熱発生率波形との比較による燃焼状態の診断において、上述した如く理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離が予め設定された閾値を超える反応形態が存在する場合、その反応形態に異常が生じていると診断され、この乖離を小さくするようにエンジン１の制御パラメータが補正されることになる。
【０２３１】
例えば、実熱発生率波形が、図２６に破線で示したものである場合には、燃料の着火遅れが生じており、酸素不足であると判断して、前記インタークーラ６１による吸気の冷却能力を高めるようにしたり、ＥＧＲバルブ８１の開度を小さくしてＥＧＲガス量を減量したり、吸気の過給率を上昇させたりすることで酸素不足を解消する。
【０２３２】
また、実熱発生率波形が、図２６に一点鎖線で示したものである場合には、燃料の反応量が大きすぎると判断して、燃料噴射量の減量補正や、ＥＧＲガスの増量補正等を行う。
【０２３３】
その他の補正動作として、実熱発生率波形における反応開始時期が理想熱発生率波形に対して遅角側に位置している場合には、吸気の過給率を上昇させたり、対象領域に対するパイロット噴射による予熱量を増量させる等の補正を行うことも挙げられる。
【０２３４】
また、実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付けるための制御パラメータとしては、上述したもの以外に、燃料噴射時期、気筒内のガス組成、吸入空気量（ガス量）、各種の学習値（燃料噴射量や燃料噴射時期の学習値など）であってもよい。例えば、対象領域の酸素密度に過不足が生じている場合、学習値としては、ＥＧＲガスの補正や吸気の過給率の補正を行うように学習する。また、対象領域の燃料密度に過不足が生じている場合、学習値としては、燃料噴射時期や、燃料噴射圧力や、燃料噴射量の補正を行うように学習する。
【０２３５】
このような制御パラメータの補正は、この制御パラメータの補正によって実熱発生率波形を理想熱発生率波形に略一致させることが可能な場合に実行される。具体的には、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が所定の補正可能乖離量以下である場合に実行される。この補正可能乖離量としては、実験またはシミュレーションによって予め設定されている。そして、理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量が前記補正可能乖離量を超えている場合には、制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えることになるので、これによってエンジン１を構成している機器の一部に故障が生じていると診断する。具体的には、筒内温度、酸素密度、燃料密度それぞれの下限値を予め設定しておき、これら筒内温度、酸素密度、燃料密度の何れかがその下限値を下回っている場合には、エンジン１の制御パラメータの補正量が所定のガード値を超えるとして、エンジン１に故障が生じていると診断することになる。
【０２３６】
この場合、前記制御パラメータの補正を行うことなく、例えば、車室内のメータパネル上のＭＩＬ（警告灯）を点灯させて運転者に警告を促すと共に、前記ＥＣＵ１００に備えられたダイアグノーシスに異常情報が書き込まれることになる。
【０２３７】
以上、説明したように本実施形態では、気筒内をキャビティ内領域とキャビティ外領域とに分割し、各領域を対象として熱発生率波形を作成している。すなわち、気筒内に噴射された燃料がキャビティ内外の各領域に分かれて、その燃焼が不連続となることに着目し、温度や酸素密度等の物理量が互いに異なっている可能性のある各領域それぞれに対し、燃料の燃焼状態を領域内の環境に応じて個別に求めて理想熱発生率波形をそれぞれ作成している。このため、燃料の燃焼状態をより正確に規定することが可能になる。
【０２３８】
また、本実施形態では、前記のようにキャビティ内外の各領域毎に熱発生率波形を作成するに際し、当該各領域の個々の燃料噴霧（噴射燃料）について個別に未燃燃料量を推定し、これを減算した有効噴射量に基づいて前記のように理想熱発生率波形を作成するようにしている。これにより、理想熱発生率波形の作成精度をさらに高めることが可能になる。
【０２３９】
そして、本実施形態では、前記各理想熱発生率波形を合成して気筒内全体を対象とする理想熱発生率波形を作成し、この理想熱発生率波形を利用して燃焼状態の診断を行っている。このため、実熱発生率波形が理想熱発生率波形から所定量以上乖離している場合には、燃焼形態に異常が生じていると診断することができる。よって、燃焼状態の異常の診断を高い精度で行うことができ、診断精度の向上が図られる。
【０２４０】
燃焼状態に異常があると診断された場合、異常のある反応形態に対して改善策（制御パラメータの補正）を講じることで（乖離が所定の補正可能乖離量以下である場合）、その反応状態を適正化するための最適な制御パラメータを補正することが可能になり、効果的な補正動作が行える。これにより、燃料の燃焼に係る各反応全体を理想的な反応に近付ける（各反応の実熱発生率波形を理想熱発生率波形に近付ける）ことが可能になって、エンジン１の制御性を大幅に改善できる。
【０２４１】
また、反応に異常が生じていると診断された場合において、その異常が解消可能であるか否かを、前記理想熱発生率波形に対する実熱発生率波形の乖離量に基づいて判断するようにしているため、制御パラメータの補正によって正常な反応状態が得られる状態と、部品交換などのメンテナンスが必要な状態とを正確に判別することが可能になる。
【０２４２】
−他の実施形態−
以上、説明した実施形態は、自動車に搭載された直列４気筒ディーゼルエンジン１に本発明を適用した場合について説明した。本発明は、自動車用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、気筒数やエンジン形式（直列型エンジン、Ｖ型エンジン、水平対向型エンジン等の別）についても特に限定されるものではない。また、本発明は軽油を燃料とするディーゼルエンジンに限らず、ガソリンやその他の燃料を使用するエンジンに対しても適用が可能である。
【０２４３】
また、前記実施形態では、本発明に係る燃焼状態診断装置を車載のＥＣＵ１００のＲＯＭに格納（車両に実装）し、エンジン１の運転状態において燃焼状態の診断を行うようにしていた。本発明はこれに限らず、実験装置（エンジンベンチ試験器）に前記燃焼状態診断装置を備えさせ、エンジン１の設計段階において、この実験装置上でエンジン１を試験運転させる際に燃焼状態の診断を行って、制御パラメータの適正値を取得するといった使用形態に適用することも可能である。
【０２４４】
また、前記実施形態は、キャビティ外領域およびキャビティ内領域それぞれについて理想熱発生率波形を作成し、これらを合成することによって燃焼状態の診断に利用するものであった。本発明は、これに限定されるものではなく、前記領域毎に作成された理想熱発生率波形を個別に用いて燃焼状態の診断を行うようにしたり、エンジンの設計や制御パラメータの適合値を求めるために利用してもよい。
【０２４５】
また、前記実施形態では、キャビティ内外の各領域毎に理想熱発生率波形を作成する際に、それら各領域に分かれて不連続な燃焼を行う個々の燃料噴霧（噴射燃料）について、個別に未燃燃料量を推定し、この推定値を減算した有効噴射量に基づいて、前記理想熱発生率波形を作成するようにしている。しかし、本発明において、「気筒内に噴射された燃料の燃焼が不連続となる場合」というのは、前記のように燃料噴霧がキャビティ内外の各領域に分かれる場合に限定されるものではない。
【０２４６】
例えば、１回の燃焼サイクルにおいて気筒内に燃料を複数回に分割して噴射する場合に、不連続となる個々の燃料噴霧（噴射燃料）についても個別に未燃燃料量を推定し、この推定値を減算した有効噴射量に基づいて、熱発生率波形を作成することが好ましい。
【０２４７】
また、前記実施形態では、通電期間においてのみ全開の開弁状態となることにより燃料噴射率を変更するピエゾインジェクタ２３を適用したエンジン１について説明したが、本発明は、可変噴射率インジェクタを適用したエンジンへの適用も可能である。
【産業上の利用可能性】
【０２４８】
本発明は、自動車に搭載されるディーゼルエンジンにおいて、燃料の各反応の熱発生率波形の作成および各反応の診断に適用可能である。
【符号の説明】
【０２４９】
１          エンジン（内燃機関）
１２        シリンダボア（気筒）
１３        ピストン
１３ｂ      キャビティ
２３        インジェクタ（燃料噴射弁）
３          気筒内燃焼室
１００     ＥＣＵ
Ｉ，I'      気化反応の理想熱発生率波形モデル
II，II'      低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
III，III'     熱分解反応の理想熱発生率波形モデル
IV，IV'     高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
Ｖ，Ｖ'     高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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