(57)【要約】【課題】汎用化した推定式を用いて排気ガス温度を推定することが可能な排気ガス温度推定装置を提供する。【解決手段】下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、燃料噴射量ＱＶ、前記内燃機関の回転数ＮＥ、燃焼室内に吸入される筒内吸入ガス量Ｇinを用いて、以下の式（ａ１）、式（ｂ）及び式（ｃ）によって、排気ガス温度Ｔhaikiを推定する。  Ｔhaiki＝Ｔbdc＋（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）×ｇ（ＮＥ）／Ｇin／Ｃ  ・・・（ａ１）  Ｑin＝ＱＶ×３０  ・・・（ｂ）  ｇ（ＮＥ）＝１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）  ・・・（ｃ）  さらに、排気ガス温度の推定値と、温度センサによる実測値との温度差が所定の判定値よりも大きい場合は、当該温度センサに故障が発生していると判定する。【選択図】図１１
2013238147.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
内燃機関の燃焼室から排出される排気ガスの温度を推定する排気ガス温度推定装置であって、
下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、燃料噴射量ＱＶ、前記内燃機関の回転数ＮＥ、前記燃焼室内に吸入される筒内吸入ガス量Ｇinを用いて、以下の式（ａ）及び式（ｂ）に基づいて、排気ガス温度Ｔhaikiを推定することを特徴とする排気ガス温度推定装置。
Ｔhaiki＝Ｔbdc＋ｆ（Ｑin）×ｇ（ＮＥ）／Ｇin／Ｃ  ・・・（ａ）
ただし、Ｃ：空気の比熱
Ｑin＝ＱＶ×３０  ・・・（ｂ）
【請求項２】
請求項１記載の排気ガス温度推定装置において、
下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、燃料噴射量ＱＶ、前記内燃機関の回転数ＮＥ、前記筒内吸入ガス量Ｇinを用いて、以下の式（ａ１）、式（ｂ）及び式（ｃ）に基づいて、排気ガス温度Ｔhaikiを推定することを特徴とする排気ガス温度推定装置。
Ｔhaiki＝Ｔbdc＋（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）×ｇ（ＮＥ）／Ｇin／Ｃ  ・・・（ａ１）
ただし、Ｃ：空気の比熱
Ｑin＝ＱＶ×３０  ・・・（ｂ）
ｇ（ＮＥ）＝１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）  ・・・（ｃ）
【請求項３】
内燃機関の燃焼室から排出される排気ガスの温度を検出する温度センサの故障診断装置であって、
前記温度センサにて検出された温度実測値と、請求項１または２記載の排気ガス温度推定装置によって推定された推定排気ガス温度との温度差の絶対値が、所定の判定値よりも大きい場合は、当該温度センサに故障が発生していると判定することを特徴とする故障診断装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関（ディーゼルエンジン）の排気ガス温度を推定する排気ガス温度推定装置、及び、温度センサの故障診断装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
ディーゼルエンジン等のように希薄燃焼を行うエンジンでは、高い空燃比（リーン雰囲気）の混合気を燃焼させる運転領域が全運転領域の大部分を占めている。このため、窒素酸化物（以下、ＮＯｘという）が比較的多く排出されることが懸念される。
【０００３】
このＮＯｘの生成量を低減するための対策として、排気ガスの一部を吸気通路に還流させる排気還流（ＥＧＲ：Ｅｘｈａｕｓｔ  Ｇａｓ  Ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎ）装置を備えさせることが知られている。つまり、気筒内に向けて排気ガスを還流させることによって気筒内の酸素濃度を低下させ、燃焼温度（火炎温度）を低下させることでＮＯｘの生成を抑制している。
【０００４】
このようなＥＧＲ装置を備えたエンジンにあっては、排気ガス温度（ＥＧＲ通路入口温度）などを用いてＥＧＲガス量（ＥＧＲ率）等を制御している。また、排気浄化装置を備えたエンジンにおいては、ＮＯｘ還元制御やＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ  Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ  Ｆｉｌｔｅｒ）再生制御等に排気ガス温度が用いられている。
【０００５】
排気ガス温度を取得する方法としては、例えば、エキゾーストマニホールドなどに排気ガス温度センサを配置して、そのセンサ出力から排気ガス温度を直接検出する方法と、排気ガス温度を推定する方法とがある。なお、排気ガス温度を推定する方法としては、下記の特許文献１に記載の技術がある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開２００８−２３１９５１号公報
【特許文献２】特開平０８−１５９９９５号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
ところで、排気ガス温度を推定する場合、従来、実験式やマップを用いて排気ガス温度の推定を行っているが、これら実験式やマップの影響パラメータについては汎用化されていない。このため、従来では、排気ガス温度の推定用の実験式やマップを、エンジンの機種毎に実験などによって個別に適合しており、その適合作業に多くの工数やコストを要していた。
【０００８】
本発明はそのような実情を考慮してなされたもので、汎用化した推定式を用いて排気ガス温度を推定することが可能な排気ガス温度推定装置、及び、温度センサの故障診断装置を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
−発明の解決原理−
上記の目的を達成するために講じられた発明の解決原理は、燃焼室（気筒）の入口と出口とにおける作動ガスのエネルギ変化量ΔＱと、作動ガスが燃焼から得るエネルギ（投入エネルギ）Ｑinとが相関する点に基づいて汎用化した推定式を用いて排気ガス温度を推定できるようにしている。また、そのようにして推定した排気ガス温度を用いて温度センサの故障診断を行うようにしている。
【００１０】
−解決手段−
具体的に、本発明は、内燃機関の燃焼室から排出される排気ガスの温度を推定する排気ガス温度推定装置であって、下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、燃料噴射量ＱＶ、前記内燃機関の回転数ＮＥ、前記燃焼室内に吸入される筒内吸入ガス量Ｇinを用いて、以下の式（ａ）及び式（ｂ）に基づいて、排気ガス温度Ｔhaikiを推定することを特徴としている。
【００１１】
Ｔhaiki＝Ｔbdc＋ｆ（Ｑin）×ｇ（ＮＥ）／Ｇin／Ｃ  ・・・（ａ）
ただし、Ｃ：空気の比熱
Ｑin＝ＱＶ×３０  ・・・（ｂ）
ｇ（ＮＥ）：回転数補正係数
関数ｆ（Ｑin），ｇ（ＮＥ）：実験またはシミュレーションにより求められた関数
なお、上記式（ａ）において、関数ｆ（Ｑin）は、１次関数の式であってもよいし、２次関数の式であってもよい。また、関数ｆ（Ｑin）については、この関数ｆ（Ｑin）（例えば、ｆ（Ｑin）＝（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin））をマップ化しておき、そのマップに基づいて排気ガス温度Ｔhaikiを推定するようにしてもよい。
【００１２】
また、上記式（ａ）において、関数ｇ（ＮＥ）は回転数補正係数である。この関数ｇ（ＮＥ）は、定数であってもよいし、１次関数の式または下記の式（ｃ）であってもよい。また、関数ｇ（ＮＥ）についても、この関数ｇ（ＮＥ）［例えば、ｇ（ＮＥ）＝１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）］をマップ化しておき、そのマップに基づいて排気ガス温度Ｔhaikiを推定するようにしてもよい。
【００１３】
本発明において、より具体的には、下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、燃料噴射量ＱＶ、前記内燃機関の回転数ＮＥ、前記燃焼室内に吸入される筒内吸入ガス量Ｇinを用いて、以下の式（ａ１）、式（ｂ）、及び、式（ｃ）に基づいて、排気ガス温度Ｔhaikiを推定するという構成を挙げることができる。
【００１４】
Ｔhaiki＝Ｔbdc＋（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）×ｇ（ＮＥ）／Ｇin／Ｃ  ・・・（ａ１）
ただし、Ｃ：空気の比熱
Ｑin＝ＱＶ×３０  ・・・（ｂ）
ｇ（ＮＥ）＝１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）  ・・・（ｃ）
なお、上記式（ａ）及び式（ａ１）において、下死点時筒内ガス温度Ｔbdcは、定容容器（筒内）の初期（熱エネルギ投入前）の筒内ガス温度であって、例えば、インマニガス温度を下死点時筒内ガス温度Ｔbdcとして用いる。そのインマニガス温度についてはセンサ検出値であってもよいし、推定値であってもよい。なお、下死点時筒内ガス温度Ｔbdcについては、センサによる実測値（実測下死点時筒内ガス温度）を用いてもよいし、推定値（推定下死点時筒内ガス温度）を用いてもよい。
【００１５】
また、燃料噴射量ＱＶについては例えば指令値を用い、内燃機関の回転数ＮＥ及び筒内吸入ガス量Ｇinについては例えばセンサ検出値を用いる。
【００１６】
本発明によれば、燃焼室への作動ガス（吸入空気）の入口エネルギＱ1と、燃焼室から出る作動ガス（排気ガス）の出口エネルギＱ2とのエネルギ変化量ΔＱ（ΔＱ＝Ｑ2−Ｑ1）と、作動ガスが燃焼から得るエネルギ（投入熱量）Ｑin（Ｑin＝ＱＶ×３０）との間に相関がある点に着目し、そのような点を利用して汎用化した推定式（上記式（ａ），式（ｂ）（具体的には、式（ａ１），式（ｂ），式（ｃ））を用いて排気ガス温度を推定するようにしているので、排気ガス温度推定用の実験式やマップをエンジンの機種毎に個別に適合する必要がなくなり、作業の簡略化やコストの低減化を図ることができる。また、排気ガス温度を精度よく推定できるので、排気ガス温度センサ（例えば、エキマニ温度センサ）を廃止することも可能になる。
【００１７】
本発明において、排気ガス温度を検出する温度センサ（例えばエキマニ温度センサ）を備えている場合、上記した排気ガス温度推定装置において上記式（ａ），式（ｂ）（具体的には、式（ａ１），式（ｂ），式（ｃ））を用いて推定した排気ガス温度（推定値）を利用して上記温度センサの故障診断を行う装置を構成してもよい。この場合、具体的には、温度センサにて検出された排気ガス温度の実測値と、上記式（ａ），式（ｂ）（具体的には、式（ａ１），式（ｂ），式（ｃ））を用いて推定した排気ガス温度（推定値）との温度差の絶対値を求め、その温度差の絶対値が所定の判定値（正常判定基準値）よりも大きい場合は、当該温度センサに故障が発生していると判定するという構成を挙げることができる。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、排気ガス温度を推定する推定式を汎用化しているので、その推定式を作成する作業の簡略化やコストの低減化を図ることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】本発明を適用するエンジン及びその制御系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及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】エンジンの筒内の状態を示す模式図である。
【図５】図４の模式図を簡略化したモデルを示す図である。
【図６】燃焼室の入口と出口とにおける作動ガスのエネルギ変化量ΔＱ（Ｑ2−Ｑ1）と、作動ガスが燃焼から得る投入エネルギＱinとの関係を示す図である。
【図７】エネルギ変化量ΔＱと投入エネルギＱinとの相関をエンジン回転数毎に示す図である。
【図８】エネルギ変化量ΔＱとエンジン回転数との関係を示す図である。
【図９】エンジン回転数と回転数補正係数との関係を示す図である。
【図１０】排気ガス温度の実測値と推定値との関係を示す図である。
【図１１】排気ガス温度センサの故障診断処理の一例を示すフローチャートである。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。
【００２１】
本実施形態は、車両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、本発明を適用した場合について説明する。
【００２２】
−エンジンの構成−
まず、本実施形態に係るディーゼルエンジン（以下、単にエンジンという）の概略構成について説明する。図１は本実施形態に係るエンジン１及びその制御系統の概略構成図である。また、図２は、ディーゼルエンジン１の燃焼室３及びその周辺部を示す断面図である。
【００２３】
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。
【００２４】
燃料供給系２は、サプライポンプ２１、コモンレール２２、インジェクタ（燃料噴射弁）２３、機関燃料通路２７等を備えて構成されている。
【００２５】
上記サプライポンプ２１は、燃料タンクから燃料を汲み上げ、この汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路２７を介してコモンレール２２に供給する。コモンレール２２は、高圧燃料を所定圧力に保持（蓄圧）する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ２３・・２３に分配する。インジェクタ２３は、その内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備え、適宜開弁して燃焼室３内に燃料を噴射供給するピエゾインジェクタにより構成されている。
【００２６】
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に接続されるインテークマニホールド６３を備えており、このインテークマニホールド６３に吸気管６４が接続されている。これら吸気ポート１５ａ、インテークマニホールド６３及び吸気管６４等によって吸気通路が構成されている。この吸気通路には、上流側から順にエアクリーナ６５、エアフローメータ４３、後述するターボチャージャ５のコンプレッサインペラ５３、吸気絞り弁（ディーゼルスロットル）６２などが配設されている。上記エアフローメータ４３は、エアクリーナ６５を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力する。
【００２７】
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に接続されるエキゾーストマニホールド７２を備えており、このエキゾーストマニホールド７２に対して、排気管７３が接続されている。これら排気ポート７１、エキゾーストマニホールド７２及び排気管７３等によって排気通路が構成されている。この排気通路には、後述するターボチャージャ５のタービンホイール５２、及び、排気浄化ユニット７７などが配設されている。
【００２８】
排気浄化ユニット７７には、ＮＯｘ吸蔵還元型触媒としてのＮＳＲ触媒(排気浄化触媒)７５及びＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ  Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ  Ｆｉｌｔｅｒ）７６が備えられている。なお、排気浄化ユニット７７としてＤＰＮＲ触媒を適用してもよい。
【００２９】
上記ＮＳＲ触媒７５は、排気中に多量の酸素が存在している状態においてはＮＯｘを吸蔵し、排気中の酸素濃度が低く、かつ還元成分（例えば燃料の未燃成分（ＨＣ））が多量に存在している状態においてはＮＯｘをＮＯ2もしくはＮＯに還元して放出する。ＮＯ2やＮＯとして放出されたＮＯｘは、排気中のＨＣやＣＯと速やかに反応することによってさらに還元されてＮ2となる。また、ＨＣやＣＯは、ＮＯ2やＮＯを還元することで、自身は酸化されてＨ2ＯやＣＯ2となる。すなわち、ＮＳＲ触媒７５に導入される排気中の酸素濃度やＨＣ成分を適宜調整することにより、排気中のＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化することができるようになっている。本実施形態のものでは、この排気中の酸素濃度やＨＣ成分の調整を上記インジェクタ２３からの燃料噴射動作（ポスト噴射）や吸気絞り弁６２の開度制御によって行うようになっている。
【００３０】
また、ＤＰＦ７６は、例えば多孔質セラミック構造体からなり、排気ガスが多孔質の壁を通過する際に、この排気ガス中に含まれるＰＭ（Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ  Ｍａｔｔｅｒ：粒子状物質）を捕集するようになっている。また、このＤＰＦ７６には、ＤＰＦ再生運転時に、上記捕集したＰＭを酸化・燃焼するための触媒（例えば白金等の貴金属を主成分とする酸化触媒）が担持されている。
【００３１】
ここで、エンジン１の燃焼室３及びその周辺部の構成について、図２を参照して説明する。この図２に示すように、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎に円筒状のシリンダボア１２が形成されており、各シリンダボア１２の内部にはピストン１３が上下方向に摺動可能に収容されている。
【００３２】
ピストン１３の頂面１３ａの上側には上記燃焼室３が形成されている。つまり、この燃焼室３は、シリンダブロック１１の上部に取り付けられたシリンダヘッド１５の下面と、シリンダボア１２の内壁面と、ピストン１３の頂面１３ａとにより区画形成されている。そして、ピストン１３の頂面１３ａの略中央部には、キャビティ（凹陥部）１３ｂが凹設されており、このキャビティ１３ｂも燃焼室３の一部を構成している。
【００３３】
上記ピストン１３は、コネクティングロッド１８によってエンジン出力軸であるクランクシャフトに連結されている。これにより、シリンダボア１２内でのピストン１３の往復移動がコネクティングロッド１８を介してクランクシャフトに伝達され、このクランクシャフトが回転することでエンジン出力が得られるようになっている。
【００３４】
また、燃焼室３に向けてグロープラグ１９が配設されている。このグロープラグ１９は、エンジン１の始動直前に電流が流されることにより赤熱し、これに燃料噴霧の一部が吹きつけられることで着火・燃焼が促進される始動補助装置として機能する。
【００３５】
上記シリンダヘッド１５には、上記吸気ポート１５ａ及び上記排気ポート７１がそれぞれ形成されていると共に、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６及び排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７が配設されている。また、シリンダヘッド１５には、燃焼室３の内部へ直接的に燃料を噴射する上記インジェクタ２３が取り付けられている。このインジェクタ２３は、シリンダ中心線Ｐに沿う起立姿勢で燃焼室３の略中央上部に配設されており、上記コモンレール２２から導入される燃料を燃焼室３に向けて所定のタイミングで噴射する。
【００３６】
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及びコンプレッサインペラ５３を備えている。コンプレッサインペラ５３は吸気管（吸気通路）６４内部に臨んで配置され、タービンホイール５２は排気管（排気通路）７３内部に臨んで配置されている。このためターボチャージャ５は、タービンホイール５２が受ける排気流（排気圧）を利用してコンプレッサインペラ５３を回転させ、吸気圧を高めるといった、いわゆる過給動作を行うようになっている。本実施形態におけるターボチャージャ５は、可変ノズル式ターボチャージャであって、タービンホイール５２側に可変ノズルベーン機構（図示省略）が設けられており、この可変ノズルベーン機構の開度を調整することにより、エンジン１の過給圧を調整することができる。
【００３７】
ターボチャージャ５のタービンホイール５２はタービンハウジング５２ａ内に収容されており、また、コンプレッサインペラ５３はコンプレッサハウジング５３ａ内に収容されている。そして、タービンホイール５２、タービンハウジング５２ａ及び可変ノズルベーン機構などによってタービン５２０が構成されており、また、コンプレッサインペラ５３及びコンプレッサハウジング５３ａなどによってコンプレッサ５３０が構成されている。
【００３８】
吸気系６の吸気管６４（コンプレッサ５３０の吸気流れの下流側の吸気通路）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。
【００３９】
また、エンジン１には、吸気系６と排気系７とを接続する排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。このＥＧＲ通路８は、排気の一部を適宜吸気系６に還流させて燃焼室３へ再度供給することにより燃焼温度を低下させ、これによってＮＯｘ生成量を低減させるものである。また、このＥＧＲ通路８には、電子制御によって無段階に開閉され、同通路８を流れる排気流量を自在に調整することができるＥＧＲバルブ８１と、ＥＧＲ通路８を通過（還流）する排気を冷却するためのＥＧＲクーラ８２とが設けられている。これらＥＧＲ通路８、ＥＧＲバルブ８１、ＥＧＲクーラ８２等によってＥＧＲ装置（排気還流装置）が構成されている。なお、ＥＧＲ装置としては、上記ＥＧＲクーラ８２を備えていない構成のものであってもよい。
【００４０】
−センサ類−
エンジン１の各部位には、各種センサが取り付けられており、それぞれの部位の環境条件や、エンジン１の運転状態に関する信号を出力する。
【００４１】
例えば、上記エアフローメータ４３は、吸気系６内の吸気絞り弁６２上流において吸入空気の流量（吸入空気量）に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２は吸気絞り弁６２の開度を検出する。
【００４２】
吸気圧センサ４８は、インテークマニホールド６３に配置され、吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。インマニ温度センサ（吸気温センサ）４９は、インテークマニホールド６３に配置され、燃焼室３への吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。
【００４３】
Ａ／Ｆ（空燃比）センサ４４ａ，４４ｂは、ＮＳＲ触媒７５の上流側及び下流側にそれぞれ配設され、排気中の酸素濃度に応じて連続的に変化する検出信号を出力する。なお、Ａ／Ｆセンサの配設位置としては、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。排気温センサ４５ａ，４５ｂは、同じくＮＳＲ触媒７５の上流側及び下流側にそれぞれ配設され、排気ガスの温度（排気温度）に応じた検出信号を出力する。なお、排気温センサの配設位置も、ＮＳＲ触媒７５の上流側のみであってもよいし、ＮＳＲ触媒７５の下流側のみであってもよい。
【００４４】
−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図示しないＣＰＵ（Ｃｅｎｔｒａｌ  Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ  Ｕｎｉｔ）、ＲＯＭ（Ｒｅａｄ  Ｏｎｌｙ  Ｍｅｍｏｒｙ）、ＲＡＭ（Ｒａｎｄｏｍ  Ａｃｃｅｓｓ  Ｍｅｍｏｒｙ）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。
【００４５】
図３に示すように、ＥＣＵ１００の入力回路には、上記レール圧センサ４１、スロットル開度センサ４２、エアフローメータ４３、Ａ／Ｆセンサ４４ａ，４４ｂ、排気温センサ４５ａ，４５ｂ、吸気圧センサ４８、インマニ温度センサ４９が接続されている。さらに、入力回路には、エンジン１の冷却水温に応じた検出信号を出力する水温センサ４６、アクセルペダルの踏み込み量に応じた検出信号を出力するアクセル開度センサ４７、エンジン１の出力軸（クランクシャフト）が一定角度回転する毎に検出信号（パルス）を出力するクランクポジションセンサ４０などが接続されている。
【００４６】
一方、ＥＣＵ１００の出力回路には、上記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、吸気絞り弁６２、ＥＧＲバルブ８１、及び、上記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構（可変ノズルベーンの開度を調整するアクチュエータ）５４が接続されている。
【００４７】
そして、ＥＣＵ１００は、上記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、上記ＲＯＭに記憶された各種マップに基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。
【００４８】
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。
【００４９】
上記パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。
【００５０】
上記メイン噴射は、エンジン１のトルク発生のための噴射動作（トルク発生用燃料の供給動作）である。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、エンジン回転数（エンジン回転速度）、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じ、要求トルクが得られるように決定される。
【００５１】
例えば、エンジン回転数（クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいて算出されるエンジン回転数；エンジン回転速度）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ４７により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど（アクセル開度が大きいほど）エンジン１のトルク要求値としては高く得られ、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。
【００５２】
具体的な燃料噴射形態の一例としては、ピストン１３が圧縮上死点に達する前に上記パイロット噴射（インジェクタ２３に形成された複数の噴孔からの燃料噴射）が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で上記メイン噴射が実行されることになる。これにより燃料が自己着火によって燃焼し、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ（エンジン出力となるエネルギ）、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。
【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、すなわち目標レール圧は、エンジン負荷（機関負荷）が高くなるほど、及び、エンジン回転数（機関回転数）が高くなるほど高いものとされる。この目標レール圧は例えば上記ＲＯＭに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。なお、本実施形態では、エンジン負荷等に応じて燃料圧力が３０ＭＰａ〜２００ＭＰａの間で調整されるようになっている。
【００５４】
なお、上述したパイロット噴射及びメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。これらの噴射の機能は周知である。特に、ポスト噴射は、ＮＯｘ還元処理、Ｓ被毒回復制御、ＤＰＦ再生処理に利用される。
【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（開度＝０（閉鎖）の場合も含む）を制御し、インテークマニホールド６３に向けての排気還流量（ＥＧＲ量）を調整する。このＥＧＲ量は、予め実験やシミュレーション等によって作成されて上記ＲＯＭに記憶されたＥＧＲマップに従って設定される。このＥＧＲマップは、エンジン回転数及びエンジン負荷をパラメータとしてＥＧＲ量（ＥＧＲ率）を決定するためのマップである。
【００５６】
また、ＥＣＵ１００は、後述する排気ガス温度の推定を行い、さらに、その推定した排気ガス温度に基づいて後述する温度センサの故障診断を行う。
【００５７】
以上のＥＣＵ１００により実行されるプログラムによって、本発明の排気ガス温度推定装置と故障診断装置とが実現される。
【００５８】
−排気ガス温度推定−
次に、本実施形態の特徴部分である、排気ガス温度を推定する手法について図４〜図９を参照して説明する。
【００５９】
図４は、ある基準となる回転数においてエンジンの筒内の状態を示す模式図である。ただし、Ｇin：筒内吸入ガス量、Ｇair：新気ガス量、Gegr：ＥＧＲガス量、Ｇ残留：筒内残留ガス量、Ｔbdc：下死点時筒内ガス温度、Ｇhaiki：排気ガス量、Ｔhaiki：排気ガス温度である。
【００６０】
図４の模式図を簡略化したモデルを図５に示す。この図５のモデルにおいて、作動ガスの入口エネルギ（燃焼室入口のエネルギ）をＱ1、作動ガスの出口エネルギ（燃焼室出口のエネルギ）をＱ2、作動ガスが燃焼から得るエネルギ（投入エネルギ）をＱin、外への仕事（仕事・フリクション）をＷout、受放熱のエネルギをＱoutとすると、これらの関係は以下の式（１）で表すことができる。
【００６１】
Ｑ2＝Ｑ1＋Ｑin−（Ｑout＋Ｗout）  ・・・（１）
作動ガスの入口エネルギＱ1と出口エネルギＱ2との差（エネルギ変化量）をΔＱとすると、
ΔＱ＝Ｑ2−Ｑ1＝Ｑin−（Ｑout＋Ｗout）  ・・・（２）
となる。ここで、ΔＱとＱinとに相関がある（図６等参照）と定義すると、ΔＱは以下の式（３）で表すことができる。
【００６２】
ΔＱ＝ｆ（Ｑin）  ・・・（３）
ただし、エンジンの仕事・フリクション・冷損などのＱout，Ｗoutは、上記関数ｆ（Ｑin）に含まれる。
【００６３】
次に、下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、排気ガス温度Ｔhaikiとし、また、筒内残留ガスは無視可能であるので（理由は後述する）、筒内吸入ガス量Ｇinを［Ｇin＝Ｇair＋Gegr］とすると、エネルギ変化量ΔＱは、以下の式（４）で表すことができる。
【００６４】
ΔＱ＝Ｇout×Ｃout×Ｔhaiki−Ｇin×Ｃin×Ｔbdc  ・・・（４）
ただし、Ｃout：排気ガスの比熱、Ｃin：筒内吸入空気の比熱
上記式（４）において、Ｇin≒Ｇoutとみなすと、
ΔＱ≒Ｇin×（Ｃout×Ｔhaiki−Ｃin×Ｔbdc）  ・・・（５）
となる。さらに、Ｃin≒Ｃoutとみなすと、
ΔＱ≒Ｇin×Ｃin×（Ｔhaiki−Ｔbdc）  ・・・（６）
上記式（３）と式（６）とを解くと、排気ガス温度Ｔhaikiは以下の式（７）で表すことができる。
【００６５】
Ｔhaiki＝ｆ（Ｑin）／Ｇin／Ｃin＋Ｔbdc  ・・・（７）
ここで、燃料噴射量［ｍｍ3］あたりの熱発生効率［Ｊ／ｍｍ3］を固定（３０Ｊ／ｍｍ3に固定：理由は後述）と考えて、上記式（３）の関数ｆ（Ｑin）を線形の式（１次式）とすると、上記式（３）は、
ΔＱ＝ｆ（Ｑin）＝Ｋ1×ＱＶ  ・・・（８）
ただし、Ｋ1：定数
となり、上記式（７）は
Ｔhaiki＝Ｋ1×ＱＶ／Ｇin／Ｃin＋Ｔbdc  ・・・（９）
となる。つまり、排気ガス温度Ｔhaikiは、筒内吸入ガス量Ｇin、燃料噴射量ＱＶ、下死点時筒内ガス温度Ｔbdcをパラメータとして求めることができる。そして、本実施形態では、上記式（９）（式（７））について、後述する処理により実験式化・回転数補正を行うことによって、汎用性のある推定式（排気ガス温度推定式）を得るようにしている。
【００６６】
（筒内残留ガスについて）
筒内残留ガスは、排気上死点時に排気ガス温度となり、断熱圧縮を繰り返しているだけであって（作動ガスの温度変化には殆ど寄与しない）、筒内吸入ガス（Ｇin＝Ｇair＋Gegr）に筒内供給エネルギの一部が熱エネルギとして受け渡されて排気上死点時に排気ガス温度となる。したがって、排気ガス温度に推定において筒内残留ガスは無視することが可能である。
【００６７】
（熱発生効率について）
まず、燃焼室３内で理想的な燃焼が行われている場合には、燃焼期間全体に亘る燃料の単位体積当たりの発生熱量は最大値となる。つまり、燃焼室３内の酸素濃度及び酸素過剰率が十分に確保されており、筒内温度が燃料の自着火温度に達しており、かつ、燃料噴射量指令値に応じた適切な量の燃料がインジェクタ２３から噴射されている場合には、噴射された燃料の大部分が良好に燃焼する。このため、この燃焼期間における燃料の単位体積当たりの発生熱量は最大値となる。この発生熱量の最大値を基準熱発生効率と呼び、燃料が軽油である場合は、基準熱発生効率は３０Ｊ／ｍｍ3となる。この値（３０Ｊ／ｍｍ3）は実験的に求められた値である。そして、本実施形態では、そのような基準熱発生効率を上記した熱発生効率の固定値（３０Ｊ／ｍｍ3）として、投入エネルギＱin（Ｑin＝ＱＶ［ｍｍ3］×３０Ｊ／ｍｍ3）を求めて、排気ガス温度Ｔhaikiを推定するようにしている。
【００６８】
ここで、軽油の単位質量当たりの発熱量は４２．９４ｋＪ／ｇであり、軽油の密度は０．８３４×１０-3ｇ／ｍｍ3であるので、単位体積当たりの発生熱量の最大値は、理論上では３５．８Ｊ／ｍｍ3となる。しかし、実際の燃料（軽油）では、燃焼室３内での燃焼行程における熱発生に寄与しない燃料（例えば排気行程において燃焼を行う燃料や、排気系７において燃焼を行う燃料）が存在するため、実際の燃料の単位体積当たりの発生熱量の最大値（基準熱発生効率）は３０Ｊ／ｍｍ3となる。つまり、一般的なエンジン１は実行率が８３．８％（＝３０／３５．８）で稼働していることになる。なお、本発明の発明者は、上記基準熱発生率を実験によって調べたところ、基準熱発生効率は、燃料噴射量・燃料噴射圧に関係なく、３０Ｊ／ｍｍ3となることが確認できている。
【００６９】
＜推定式の実験式化＞
次に、上記した式（７）の実験式化の処理について説明する。
【００７０】
まず、投入エネルギＱin（Ｑin＝ＱＶ×３０）を横軸、上記した式（６）で示すエネルギ変化量ΔＱ（ΔＱ≒Ｇin×Ｃin×（Ｔhaiki−Ｔbdc））を縦軸にとって整理を行ったところ、図６に示すように、投入エネルギＱinとエネルギ変化量ΔＱとには一定の関係（相関）があることが判明した。そして、図６に示す関係を実験式化すると、以下の式（１０）で表すことができる。
【００７１】
ΔＱ＝５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin  ・・・（１０）
この式（１０）を上記した式（６）［ΔＱ≒Ｇin×Ｃin×（Ｔhaiki−Ｔbdc）］に代入すると、
Ｇin×Ｃin×（Ｔhaiki−Ｔbdc）＝５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin  ・・・（１１）
となる。そして、この式（１１）をＴhaikiについて解くと、
Ｔhaiki＝Ｔbdc＋（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）／Ｇin／Ｃ  ・・・（１２）
となり、この式（１２）から排気ガス温度Ｔhaikiを推定することが可能になる。
【００７２】
ただし、Ｑin＝ＱＶ×３０、Ｃin＝Ｃ、Ｃ：空気の比熱
＜回転数補正＞
次に、排気ガス温度Ｔhaikiの推定式の回転数補正について説明する。
【００７３】
まず、上述したように、エネルギ変化量ΔＱについては、
ΔＱ＝Ｑ2−Ｑ1＝Ｑin−（Ｑout＋Ｗout）  ・・・（２）
ΔＱ＝ｆ（Ｑin）  ・・・（３）
と表すことができる。ここで、エンジンの仕事・フリクション・冷損などのＱout，Ｗoutは、上記式（３）の関数ｆ（Ｑin）に含まれるが、実際は、エンジン回転数ＮＥ（以下、単に「回転数ＮＥ」ともいう）の変化によって、それら仕事・フリクション・冷損（Ｑout，Ｗout）は変化する。そこで、本実施形態では回数数補正を行う。具体的には、上記式（３）に回転数補正項［ｇ（ＮＥ）］を含めて、エネルギ変化量ΔＱを以下の式（１３）で表す。
【００７４】
ΔＱ＝ｆ（Ｑin）×ｇ（ＮＥ）  ・・・（１３）
この回転数補正項［ｇ（ＮＥ）］を含めたエネルギ変化量ΔＱを用いて、排気ガス温度Ｔhaikiを表すと，以下の式（ａ）となる。
【００７５】
Ｔhaiki＝Ｔbdc＋ｆ（Ｑin）×ｇ（ＮＥ）／Ｇin／Ｃ  ・・・（ａ）
そして、この式（ａ）及び上記した式［Ｑin＝ＱＶ×３０・・・（ｂ）］によって排気ガス温度Ｔhaikiの推定値を算出することができる。
【００７６】
ここで、上記式（ａ）において、関数ｆ（Ｑin）は、１次式であってもよいし、２次式であってもよい。また、関数ｆ（Ｑin）については、この関数ｆ（Ｑin）［（例えば、ｆ（Ｑin）＝（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）］をマップ化しておき、そのマップに基づいて排気ガス温度Ｔhaikiを推定するようにしてもよい。なお、これら関数ｆ（Ｑin）の一次式、二次式、または、関数ｆ（Ｑin）をマップ化したマップはＥＣＵ１００のＲＯＭ内に記憶しておく。
【００７７】
また、上記式（ａ）において、関数ｇ（ＮＥ）は、回転数補正係数である。この関数ｇ（ＮＥ）は、定数であってもよいし、１次関数の式や下記の式（ｃ）であってもよい。また、関数ｇ（ＮＥ）についても、この関数ｇ（ＮＥ）［例えば、ｇ（ＮＥ）＝１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）］をマップ化しておき、そのマップに基づいて排気ガス温度Ｔhaikiを推定するようにしてもよい。なお、これら関数ｇ（ＮＥ）の一次式、定数、または下記の式（ｃ）、あるいは、関数ｇ（ＮＥ）をマップ化したマップはＥＣＵ１００のＲＯＭ内に記憶しておく。
【００７８】
・実験式化の具体例
まず、上記式（１３）の関数ｆ（Ｑin）を線形の式（１次式）とし、関数ｇ（ＮＥ）を線形の式（１次式）とすると、上記式（１３）は、
ΔＱ＝Ｋ２×ＮＥ×ＱＶ  ・・・（１４）
ただし、Ｋ２：定数
となり、上記式（９）は
Ｔhaiki＝Ｋ２×ＮＥ×ＱＶ／Ｇin／Ｃin＋Ｔbdc  ・・・（１５）
となる。つまり、排気ガス温度Ｔhaikiは、筒内吸入ガス量Ｇin、燃料噴射量ＱＶ、下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、エンジン回転数ＮＥをパラメータとして求めることができる。
【００７９】
次に、排気ガス温度推定式に回転数補正項を含めた式の実験式化の処理について説明する。
【００８０】
まず、実験・シミュレーション等により、エネルギ変化量ΔＱと投入エネルギＱinとの相関をエンジン回転数毎に取得した結果を図７に示す。なお、図７には、図を見やすくするためにエンジン回転数毎の５本のデータのみを示しているが、実際には、エンジン回転数ＮＥが８００ｒｐｍから４４００ｒｐｍまでの間（エンジン動作範囲の回転数）において、２００ｒｐｍ毎にデータ（総数：１９個のデータ）を採取している。
【００８１】
次に、図７のΔＱと回転数ＮＥとの関係を回転数ＮＥで整理した。その結果を図８に示す。さらに、図８のグラフについて、上記動作範囲の中間回転数（例えば２６００ｒｐｍ）のΔＱを基準として、各ΔＱを係数化（回転数補正係数化）した結果を図９に示す。この図９の結果から、回転数ＮＥ（横軸）と、各ΔＱを係数化した回転数補正係数（縦軸）との間に相関（図９に示す実線の関係）があることが判明した。つまり、回転数補正係数は、図９の実線から得られる近似式［１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）］で近似可能であることが判った。したがって、回転数補正係数［ｇ（ＮＥ）］は［ｇ（ＮＥ）＝１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）］と表すことができる。
【００８２】
ここで、任意回転数（ＮＥ）でのΔＱは、基準ΔＱに回転数補正係数ｇ（ＮＥ）を乗算すればよいので、その任意回転数でのΔＱは以下の式（１６）で表すことができる。
【００８３】
ΔＱ＝基準ΔＱ×ｇ（ＮＥ）  ・・・（１６）
この式（１６）の基準ΔＱに、上記した式（１０）［ΔＱ＝５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin］を代入すると、
ΔＱ＝（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）×ｇ（ＮＥ）  ・・・（１７）
となる。さらに、式（１７）のΔＱに、上記した式（６）［ΔＱ≒Ｇin×Ｃin×（Ｔhaiki−Ｔbdc）］を代入すると、
Ｇin×Ｃin×（Ｔhaiki−Ｔbdc）＝（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）×ｇ（Ｅ）Ｎ  ・・・（１８）
となる。そして、この式（１８）をＴhaikiについて解くと、下記の式（ａ１）となり、この式（ａ１）によって排気ガス温度Ｔhaikiの推定値を算出することができる。
【００８４】
Ｔhaiki＝Ｔbdc＋（５．４×１０-5×Ｑin2＋０．３×Ｑin）×ｇ（ＮＥ）／Ｇin／Ｃ  ・・・（ａ１）
ただし、Ｃin＝Ｃ、Ｃ：空気の比熱
Ｑin＝ＱＶ×３０  ・・・（ｂ）
ｇ（ＮＥ）＝１．０２−ｅｘｐ（−ＮＥ／６５０）  ・・・（ｃ）
上記式（ａ１）、及び、この式（ａ１）のパラメータである［Ｑin］及び［ｇ（ＮＥ）：回転数補正係数］を得る式（ｂ）及び式（ｃ）、並びに、空気の比熱ＣはＥＣＵ１００のＲＯＭに記憶されている。
【００８５】
そして、ＥＣＵ１００は、エンジン１の運転時において、下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、燃料噴射量ＱＶ（指令値）、クランクポジションセンサ４０の出力信号から算出されるエンジン回転数ＮＥ、エアフローメータ４３の出力信号から算出される筒内吸入ガス量Ｇinを用いて、上記式（ａ１）、式（ｂ）及び式（ｃ）から排気ガス温度Ｔhaikiを算出（推定）する。
【００８６】
なお、下死点時筒内ガス温度Ｔbdcは、定容容器（筒内）の初期（熱エネルギ投入前）のガス温度であって、本実施形態ではインマニガス温度を下死点時筒内ガス温度Ｔbdcとする。インマニガス温度については、インマニガス温度センサを備えている場合（図１の実施形態ではインマニ温度センサ４９を備えている）は、そのインマニ温度センサ４９の出力信号からインマニガス温度（下死点時筒内ガス温度Ｔbdc）を算出する。また、インマニガス温度については、例えば、新気ガス量、新気ガス比熱、新気ガス温度（外気温）ＥＧＲガス量、ＥＧＲガス比熱、ＥＧＲガス温度などに基づいて、予め実験・シミュレーション等によって作成されたマップを参照して排気ガス温度を推定した推定値を用いてもよい。なお、下死点時筒内ガス温度Ｔbdcについては、センサによる実測値（実測下死点時筒内ガス温度）を用いてもよいし、推定値（推定下死点時筒内ガス温度）を用いてもよい。
【００８７】
ここで、本発明の発明者らは、上記式（ａ１）の汎用性を確認するために、多数の機種のエンジン（例えば排気量が異なる多数のエンジン）について、上記式（ａ１）（式（ｂ）及び式（ｃ））を用いて排気ガス温度Ｔhaikiを推定した。また、その各機種のエンジンについて、排気ガス温度をセンサにて実測した。これら排気ガス温度Ｔhaikiの推定値と実測値との関係を図１０に示す。この図１０から明らかなように、排気ガス温度Ｔhaikiの推定値と排気ガス温度の実測値とがほぼ一致しており、これにより、排気ガス温度Ｔhaikiを高い精度で推定できることが確認できた。
【００８８】
＜効果＞
以上説明したように、本実施形態によれば、燃焼室３の入口と出口とにおける作動ガスのエネルギ変化量ΔＱ（Ｑ2−Ｑ1）と、作動ガスが燃焼から得るエネルギＱin（Ｑin＝ＱＶ×３０）との間に相関がある点に着目し、そのような点を利用して汎用化した推定式を用いて排気ガス温度Ｔhaikiを推定するようにしているので、排気ガス温度推定用の実験式やマップをエンジンの機種毎に個別に適合する必要がなくなり、作業の簡略化やコストの低減化を図ることができる。
【００８９】
しかも、本実施形態では、排気ガス温度Ｔhaikiを高い精度で推定することができるので、排気ガス温度センサ（エキマニ温度センサ）を廃止することが可能になる。また、推定排気ガス温度Ｔhaikiを用いてＮＳＲ触媒７５の上流側の排気温度についても推定することも可能になる。これにより排気温センサ４５ａを廃止することも可能になる。なお、ＮＳＲ触媒７５の下流側の排気温度の推定が可能であれば、排気温センサ４５ｂを廃止することもできる。
【００９０】
−センサ故障診断−
以上のように、本実施形態にあっては、燃焼室３から排出される排気ガス温度Ｔhaikiを精度よく推定することが可能であるので、排気ガス温度センサ（エキマニ温度センサ）を備えている場合、その排気ガス温度センサの故障診断を行うことができる。
【００９１】
その具体的な処理（センサ故障診断処理）の一例について、図１１のフローチャートを参照して説明する。この図１１の処理ルーチンはＥＣＵ１００において所定時間（例えば数ｍｓｅｃ）毎に繰り返して実行される。
【００９２】
まず、ステップＳＴ１０１において、上記排気ガス温度センサの出力信号から排気ガス温度（実測値）を検出する。
【００９３】
次に、ステップＳＴ１０２において、排気ガス温度Ｔhaikiを推定する。具体的には、上述したように、下死点時筒内ガス温度Ｔbdc、燃料噴射量ＱＶ、エンジン回転数ＮＥ、筒内吸入ガス量Ｇinを取得し、その取得した各値を用いて、上記式（ａ１）、式（ｂ）及び式（ｃ）から排気ガス温度Ｔhaikiを算出（推定）する。
【００９４】
ステップＳＴ１０３では、上記ステップＳＴ１０１で検出した実測排気ガス温度と、上記ステップＳＴ１０２で推定した推定排気ガス温度Ｔhaikiの温度差（絶対値）ΔＴを算出する（ΔＴ＝｜実測排気ガス温度−推定Ｔhaiki｜）。
【００９５】
ステップＳＴ１０４では、上記ステップＳＴ１０３で算出した温度差（絶対値）ΔＴが所定の正常判定基準値Ｔ０以下であるか否かを判定する。このステップＳＴ１０４の判定処理に用いる正常判定基準値Ｔ０については、例えば、排気ガス温度センサ（エキマニ温度センサ）が正常である場合の上記温度差ΔＴ（｜実測排気ガス温度−推定Ｔhaiki｜）の許容範囲（正常範囲）を、センサばらつき等を考慮して実験・シミュレーション等によって取得しておき、その結果を基に適合した値を設定する。
【００９６】
そして、上記ステップＳＴ１０４の判定結果が肯定判定（ＹＥＳ）である場合（［ΔＴ≦Ｔ０］である場合）は、排気ガス温度センサは正常であると判断する（ステップＳＴ１０５）。
【００９７】
一方、ステップＳＴ１０４の判定結果が否定判定（ＮＯ）である場合、つまり、実測排気ガス温度と推定排気ガス温度Ｔhaikiとの温度差ΔＴが正常判定基準値Ｔ０よりも大きい（ΔＴ＞Ｔ０）場合は、排気ガス温度センサに故障が生じていると判断（診断）し（ステップＳＴ１０６）、ステップＳＴ１０７において異常フラグをＯＮにする。この場合（排気ガス温度センサが故障していると判断した場合）、例えば、車室内のメータパネル上のＭＩＬ（Ｍａｌｆｕｎｃｔｉｏｎ  Ｉｎｄｉｃａｔｏｒ  Ｌａｍｐ；警告ランプ）を点灯させてユーザ（運転者）に警告を促すとともに、上記ＥＣＵ１００に備えられたダイアグノーシスに異常情報を書き込む。
【００９８】
−他の実施形態−
以上の例では、車両に搭載される直列４気筒ディーゼルエンジンの温度推定・温度センサ故障診断に本発明を適用した場合について説明した。本発明は、車両用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンのガス温度推定・センサ故障診断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。
【００９９】
以上の例では、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のガス温度推定・センサ故障診断への適用も可能である。
【産業上の利用可能性】
【０１００】
本発明は、内燃機関（ディーゼルエンジン）の排気ガス温度を推定する排気ガス温度推定装置、及び、温度センサの故障診断装置に利用可能である。
【符号の説明】
【０１０１】
１  エンジン
３  燃焼室
２３  インジェクタ
４０  クランクポジションセンサ
４３  エアフローメータ
４９  インマニ温度センサ
６  吸気系
６３  インテークマニホールド
７  排気系
７２  エキゾーストマニホールド
１００  ＥＣＵ
【図１】
2013238147.tif 000003
【図２】
2013238147.tif 000004
【図３】
2013238147.tif 000005
【図４】
2013238147.tif 000006
【図５】
2013238147.tif 000007
【図６】
2013238147.tif 000008
【図７】
2013238147.tif 000009
【図８】
2013238147.tif 000010
【図９】
2013238147.tif 000011
【図１０】
2013238147.tif 000012
【図１１】
2013238147.tif 000013