CN103140661B - 内燃机的发火延迟期间推定装置以及发火正时控制装置 - Google Patents

Abstract

计算出从引燃喷射的执行时刻开始，到燃料喷雾内的当量比超过可燃当量比、然后再次低于可燃当量比的时刻为止的期间，作为物理性发火延迟期间。根据燃料喷雾内的当量比达到了可燃当量比的时刻的燃烧室内温度以及燃烧室内压力来计算化学性发火延迟期间。根据这些计算出的发火延迟期间来计算总发火延迟期间。调整燃烧室内的氧浓度以及燃烧室内温度，以使该总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致。

Description

内燃机的发火延迟期间推定装置以及发火正时控制装置

技术领域

本发明涉及对以柴油发动机为代表的压缩自发火式的内燃机的发火延迟期间进行推定的装置、以及通过实现该发火延迟期间的合理化来控制发火正时的装置。本发明尤其涉及用于提高发火延迟期间的推定精度的对策。

背景技术

公知汽车等中搭载的柴油发动机的燃烧主要由预混合燃烧以及扩散燃烧构成。具体而言，若开始了从喷射器向燃烧室内的燃料喷射，则首先通过燃料的气化扩散来生成可燃混合气体（发火延迟期间）。接下来，该可燃混合气体在燃烧室的几个位置几乎同时自发火，燃烧迅速发展（预混合燃烧）。而且，通过对温度由于该预混合燃烧而充分上升了的燃烧室内继续喷射燃料，或者经规定间隔（燃料喷射停止期间）开始喷射燃料，来进行扩散燃烧。然后，由于在燃料喷射结束后也存在未燃燃料，所以在短时间内继续热产生（后燃烧期间）。

然而，近年来伴随着汽车的排气排放限制的强化（Euro6等），要求即使是缸内的压力、温度、气体（空气）量、氧浓度等对混合气体的发火正时造成影响的参数（也被称为“燃烧状态量”）因环境变化、运转过渡等发生变化的状况，也通过使混合气体的发火正时合理化，来改善排气排放，并且防止燃烧变动、失火。

其中，作为柴油发动机中发生发火延迟的原因，可举出左右混合气体的发火正时的各种条件（环境条件等）成为与一般的标准状态不同的状况的情况。具体而言，在海拔高的高地行驶时，有可能在燃料性状（例如十六烷值）比标准的差的情况（使用了低十六烷值燃料的情况）、外部空气低温时、发动机负载迅速变化时（运转过渡时）等条件下混合气体的发火延迟变大的可能性。

另外，作为柴油发动机中的混合气体的发火延迟，有物理性发火延迟和化学性发火延迟。物理性发火延迟是燃料液滴的蒸发、混合所需要的时间。另一方面，化学性发火延迟是燃料蒸汽的化学结合、分解以及氧化发热所需要的时间。

作为使上述混合气体的发火正时合理化的手法，可考虑推定混合气体的发火延迟期间，按照该发火延迟期间与规定的恰当期间一致的方式来控制燃料喷射形态等。作为鉴于该点的方案，提出了下述的专利文献1～3。

专利文献1中公开了基于缸内的压缩端温度、压缩端压力（活塞到达压缩上止点的时刻的燃烧室内温度以及燃烧室内压力）来推定发火延迟期间，根据该发火延迟期间对燃料喷射期间进行控制的内容。

另外，专利文献2中公开了在极低温时推定为引燃喷射的燃料的发火延迟期间变长，通过使引燃喷射的喷射正时提前，来使引燃喷射的燃料的燃烧时机最佳化的内容。

并且，专利文献3中公开了在热产生率最大值比基准十六烷值燃料低的情况下，推定为主喷射的发火延迟期间变长，使引燃喷射量增加，来提高引燃喷射燃料以及主喷射燃料的发火性，从而缩短主喷射的发火延迟期间的内容。

专利文献1:日本特开平11－148412号公报

专利文献2:日本特开平11－93735号公报

专利文献3:日本特开2006－183466号公报

然而，目前的状况是，在现有技术中，针对能够充分提高混合气体的发火延迟期间的推定精度的技术未有提及，尤其针对使物理性发火延迟的推定精度提高的技术完全没有开发。

即，在上述各专利文献所公开的技术中，由于只不过对缸内温度、缸内压力、外部空气温度等燃烧场所周边的环境条件（针对燃烧场所间接造成影响的参数）进行识别来推定发火延迟期间，所以没有直接推定实际的燃烧场所内的喷雾状态（能够在燃烧场所内发火的条件是否成立），不能说充分得到了该发火延迟期间的推定可靠性。例如，由于即使以高的精度识别缸内温度、缸内压力，如果进气量、涡流速度、气体组成等不同，则物理性发火延迟期间也发生变化，所以难以推定可靠性高的发火延迟期间。

发明内容

本发明鉴于该点而提出，其目的在于，提供一种能够以高的精度推定混合气体的发火延迟期间而有助于该发火延迟期间的合理化的内燃机的发火延迟期间推定装置、以及恰当控制由该发火延迟期间推定装置推定出的发火延迟期间的发火正时控制装置。

–课题的解决原理-

作为为了实现上述目的而采取的本发明的解决原理，通过基于燃料喷雾内的当量比推定混合气体的发火延迟期间，来直接识别对该混合气体在燃烧场所内有无发火进行左右的条件，推定发火延迟期间，从而提高该发火延迟期间的推定可靠性。另外，针对该可靠性高的发火延迟期间识别与作为目标的发火正时的偏差，通过发火延迟期间的合理化来使混合气体的发火正时与目标发火正时一致。

–解决手段-

具体而言，本发明将对从燃料喷射阀朝向燃烧室内喷射的燃料的发火延迟期间进行推定的内燃机的发火延迟期间推定装置作为前提。使该内燃机的发火延迟期间推定装置具备物理性发火延迟期间计算单元、化学性发火延迟期间计算单元以及总发火延迟期间计算单元。上述物理性发火延迟期间计算单元基于从上述燃料喷射阀喷射出的燃料的喷雾中的当量比来计算物理性发火延迟期间。上述化学性发火延迟期间计算单元基于从上述燃料喷射阀喷射出的燃料的喷雾中的当量比达到规定当量比的时刻的燃烧室内的环境条件，来计算化学性发火延迟期间。上述总发火延迟期间计算单元基于上述计算出的物理性发火延迟期间和化学性发火延迟期间来计算燃料的总发火延迟期间。

根据该特定事项，上述物理性发火延迟期间以及化学性发火延迟期间都基于燃料喷雾中的当量比，或者以该喷雾中的当量比作为基准而被计算出。即，不是识别对燃烧场所间接造成影响的参数来推定发火延迟期间，而是通过直接识别实际的燃烧场所内的喷雾状态（表示发火容易程度的指标）来推定发火延迟期间。因此，即使在发生了环境变化、运转过渡等的情况下，也能够高精度推定物理性发火延迟期间以及化学性发火延迟期间，其结果，总发火延迟期间也能被以高的精度推定出。

作为由上述物理性发火延迟期间计算单元执行的物理性发火延迟期间的计算动作，具体地，将从上述燃料喷射阀喷射出燃料的时间作为基点，计算出在该燃料喷雾中的当量比超过了能够发火的喷雾内可燃当量比之后，到比该喷雾内可燃当量比低的时刻为止的期间作为物理性发火延迟期间。

另一方面，作为由上述化学性发火延迟期间计算单元执行的化学性发火延迟期间的计算动作，具体地，基于从上述燃料喷射阀喷射燃料且该燃料喷雾中的当量比达到了能够发火的喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室内的温度以及压力，来计算化学性发火延迟期间。

通过如此计算出物理性发火延迟期间以及化学性发火延迟期间，能够以高的精度推定总发火延迟期间，能够有助于发火延迟期间的合理化。

另外，构成为对从上述燃料喷射阀喷射出的燃料喷雾中的当量比是否达到上述喷雾内可燃当量比从而燃料已发火进行判定，当未达到上述喷雾内可燃当量比而燃料未发火时，在进行了燃料喷射量的增量修正，以使该喷雾中的当量比达到上述喷雾内可燃当量比的基础上，进行通过上述物理性发火延迟期间计算单元对物理性发火延迟期间的计算。

同样，构成为对从上述燃料喷射阀喷射出的燃料的喷雾中的当量比达到了上述喷雾内可燃当量比的区域的燃料蒸汽量是否达到了规定的必要最少可燃蒸汽量进行判定，当未达到该必要最少可燃蒸汽量时，在进行了燃料喷射量的增量修正，以使该燃料蒸汽量达到必要最少可燃蒸汽量的基础上，进行通过上述物理性发火延迟期间计算单元对物理性发火延迟期间的计算。

通过如此进行燃料喷射量的增量修正，能够在可靠地使燃料的喷雾发火的基础上，进行物理性发火延迟期间的计算以及化学性发火延迟期间的计算。由此，能够可靠地获得可执行本发明涉及的物理性发火延迟期间的推定动作以及化学性发火延迟期间的推定动作的状况。

作为应用本发明的燃料喷射形态，可举出在主喷射前进行的副喷射。即，构成为针对至少能够执行主喷射、和在该主喷射之前进行的副喷射来作为从燃料喷射阀朝向燃烧室内的燃料喷射的内燃机，上述总发火延迟期间计算单元针对该副喷射的执行计算出燃料的总发火延迟期间。

通过如此计算出在副喷射中喷射出的燃料的总发火延迟期间，能够有助于该副喷射的发火正时的合理化，伴随着该副喷射的发火正时的合理化，还能够实现随后进行的主喷射的发火正时的合理化。其结果，能够实现在主喷射中喷射出的燃料在燃烧时的排气排放的改善，并防止燃烧变动、失火。

基于如上述那样推定出的总发火延迟期间来控制发火正时的发火正时控制装置也在本发明的技术思想范畴中。即，构成为具备上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则通过能够调整燃烧室内的温度的控制参数的控制将燃烧室内的温度设定得越高的燃烧室内温度修正单元。

作为能够调整上述燃烧室内的温度的控制参数，可举出从排气***向进气***回流的废气的温度，构成为上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则将从排气***向进气***回流的废气的温度设定得越高。

另外，作为能够调整上述燃烧室内的温度的控制参数，还可举出进气门的闭阀时机，构成为上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则越使进气门的闭阀时机移向活塞的下止点侧来提高实际压缩比。

另外，构成为具备上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则通过能够调整燃烧室内的氧浓度的控制参数的控制，将燃烧室内的氧浓度设定得越高的燃烧室内氧浓度修正单元。

该情况下，作为能够调整上述燃烧室内的氧浓度的控制参数，可举出从排气***向进气***回流的废气的回流量，构成为上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则将从排气***向进气***回流的废气的回流量设定得越少。

在本发明中，通过基于燃料喷雾内中的当量比来推定混合气体的发火延迟期间，能够直接识别对该混合气体在燃烧场所内有无发火进行左右的条件，来推定发火延迟期间，从而提高该发火延迟期间的推定可靠性。另外，通过基于该可靠性高的发火延迟期间的推定结果来控制发火正时，能够实现发火正时的合理化，实现排气排放的改善等。

附图说明

图1是表示实施方式涉及的发动机以及其控制***的概略结构的图。

图2是表示柴油发动机的燃烧室以及其周边部的剖视图。

图3是表示ECU等控制***的构成的框图。

图4是表示EGR模式映射的图。

图5是用于对燃烧室内的燃烧形态的概略进行说明的进气排气***以及燃烧室的示意图。

图6是表示燃料喷射时的燃烧室以及其周边部的剖视图。

图7是燃料喷射时的燃烧室的俯视图。

图8是表示物理性发火延迟期间推定动作的步骤的流程图。

图9是表示引燃喷射开始后的喷雾内当量比的变化的图。

图10是表示为了求取必要最少可燃蒸汽量的必要最少可燃蒸汽量映射的图。

图11用于对引燃喷射开始后的可燃当量比被确保的期间以及燃料蒸发量进行说明的图。

图12是表示了引燃喷射开始后的喷雾内当量比的变化，并表示引燃喷射量增量前的喷雾内当量比的变化、和引燃喷射量增量后的喷雾内当量比的变化的图。

图13是表示包括化学性发火延迟期间推定动作的发火正时控制的步骤的流程图。

图14是用于对引燃喷射执行后的物理性发火延迟期间以及化学性发火延迟期间进行说明的图。

图15是表示用于根据发动机转速以及燃料喷射量来求取基准目标发火延迟期间的基准目标发火延迟期间映射的图。

具体实施方式

以下，基于附图对本发明的实施方式进行说明。本实施方式针对将本发明应用于汽车中搭载的共轨式缸内直喷型多气缸（例如直列4气缸）柴油发动机（压缩自发火式内燃机）的情况进行说明。

－发动机的构成－

首先，对本实施方式涉及的柴油发动机（以下简称为“发动机”）的概略结构进行说明。图1是本实施方式涉及的发动机1以及其控制***的概略结构图。另外，图2是表示柴油发动机的燃烧室3以及其周边部的剖视图。

如图1所示，本实施方式涉及的发动机1被构成为以燃料供给***2、燃烧室3、进气***6以及排气***7等为主要部分的柴油发动机***。

燃料供给***2构成为具备：供给泵21、共轨22、喷射器（燃料喷射阀）23、切断阀24、燃料添加阀26、内燃机燃料通路27以及添加燃料通路28等。

上述供给泵21从燃料箱汲取燃料，在使该汲取到的燃料成为高压后，经由内燃机燃料通路27向共轨22供给。共轨22具有作为将从供给泵21供给来的高压燃料保持（蓄压）为规定压力的蓄压室的功能，将该蓄压后的燃料分配给各喷射器23。喷射器23在其内部具备压电元件（piezoelectric element），由适当开阀来将燃料向燃烧室3内喷射供给的压电喷射器构成。关于从该喷射器23喷射燃料的详细控制将后述。

另外，上述供给泵21将从燃料箱汲取到的燃料的一部分经由添加燃料通路28向燃料添加阀26供给。添加燃料通路28中具备用于在紧急时将添加燃料通路28切断而使燃料添加停止的上述切断阀24。

另外，上述燃料添加阀26由开阀正时被控制成向排气***7的燃料添加量通过ECU100的添加控制动作而成为目标添加量（排气A／F成为目标A／F那样的添加量），而且，燃料添加时机为规定时机的电子控制式开闭阀构成。即，成为从该燃料添加阀26以适当的时机向排气***7（从排气口71向排气岐管72）喷射供给所希望的燃料的构成。

进气***6具备与形成于汽缸盖15（参照图2）的进气口15a连接的进气岐管63，该进气岐管63上连接着构成进气通路的进气管64。另外，在该进气通路中，从上游侧向下游侧按顺序配设有空气过滤器65、空气流量计43、节气门（进气节气门）62。上述空气流量计43输出与经由空气过滤器65流入进气通路的空气量对应的电信号。

另外，该进气***6中具备用于使燃烧室3内的涡流（水平方向的旋转流）可变的涡流控制阀（涡流速度可变机构）66（参照图2）。具体而言，作为上述进气口15a，按各气缸分别具备常规口（normal port）以及涡流口这两个***，在其中的图2所示的常规口15a中配置有由能够调整开度的蝶阀构成的涡流控制阀66。该涡流控制阀66与未图示的致动器连接，能够根据被该致动器的驱动调整的涡流控制阀66的开度来变更通过常规口15a的空气的流量。而且，涡流控制阀66的开度越大，从常规口15a进入气缸内的空气量越增加。因此，由涡流口（图2中省略图示）产生的涡流相对较弱，气缸内处于低涡流（涡流速度低的状态）。相反，涡流控制阀66的开度越小，从常规口15a进入气缸内的空气量越减少。因此，由涡流口产生的涡流相对较强，气缸内处于高涡流（涡流速度高的状态）。

排气***7具备与形成于汽缸盖15的上述排气口71连接的排气岐管72，该排气岐管72与构成排气通路的排气管73、74连接。另外，在该排气通路中配设有具备NOx吸留催化剂（NSR催化剂：NOx StorageReduction催化剂）75以及DPNR催化剂（Diesel Paticulate－NOxReduction催化剂）76的催化转换器（Manifold Converter：排气净化装置）77。以下，对这些NSR催化剂75以及DPNR催化剂76进行说明。

NSR催化剂75是吸留还原型NOx催化剂，例如成为以氧化铝（Al₂O₃）作为载体，在该载体上例如担载有钾（K）、钠（Na）、锂（Li）、铯（Cs）那样的碱金属，钡（Ba）、钙（Ca）那样的碱土类，镧（La）、钇（Y）那样的稀土类、铂（Pt）那样的贵金属的构成。

该NSR催化剂75在排气中存在大量的氧的状态下吸留NOx，在排气中的氧浓度低且还原成分（例如燃料的未燃成分（HC））大量存在的状态下将NOx还原成NO₂或NO而释放出。作为NO₂、NO而释放出的NOx通过与排气中的HC、CO迅速反应而被进一步还原，成为N₂。另外，通过对NO₂、NO进行还原，HC、CO自身被氧化而成为H₂O、CO₂。即，通过适当调整被导入到NSR催化剂75的排气中的氧浓度、HC成分，能够将排气中的HC、CO、NOx净化。在本实施方式中，能够通过来自上述燃料添加阀26的燃料添加动作来进行该排气中的氧浓度、HC成分的调整。

另一方面，DPNR催化剂76例如是使多孔质陶瓷构造体担载NOx吸留还原型催化剂的催化剂，废气中的PM在从多孔质的壁通过时被捕集。另外，在废气的空燃比为稀空燃比的情况下，若废气中的NOx被NOx吸留还原型催化剂吸留，空燃比成为浓空燃比，则所吸留的NOx被还原、释放。并且，DPNR催化剂76中担载有使捕集到的PM氧化、燃烧的催化剂（例如以铂等贵金属为主成分的氧化催化剂）。

这里，使用图2对柴油发动机的燃烧室3以及其周边部的构成进行说明。如该图2所示，在构成发动机主体的一部分的气缸体11中按各气缸（4个气缸）形成有圆筒状的缸膛12，活塞13在各缸膛12的内部被收纳成能够沿上下方向滑动。

上述燃烧室3形成在活塞13的顶面13a的上侧。即，该燃烧室3由隔着垫圈14安装在气缸体11的上部的汽缸盖15的下表面、缸膛12的内壁面、和活塞13的顶面13a划分形成。而且，在活塞13的顶面13a的大致中央部凹设有空腔（cavity：凹陷部）13b，该空腔13b也构成燃烧室3的一部分。

其中，作为该空腔13b的形状，在其中央部分（缸中心线P上）凹陷尺寸小，随着朝向外周侧凹陷尺寸变大。即，当如图2所示活塞13位于压缩上止点附近时，作为由该空腔13b形成的燃烧室3，成为在中央部分为容积比较小的狭小空间，随着朝向外周侧空间逐渐扩大的（为扩大空间的）构成。

上述活塞13利用活塞销13c来连结连杆18的小端部18a，该连杆18的大端部与作为发动机输出轴的曲轴连结。由此，缸膛12内的活塞13的往复移动经由连杆18传递给曲轴，通过该曲轴进行旋转可获得发动机输出。另外，朝向燃烧室3配设有电热塞19。该电热塞19作为基于在发动机1即将启动前流过电流而红热，通过将燃料喷雾的一部分吹向其而促进发火、燃烧的启动辅助装置发挥功能。

在上述汽缸盖15上分别形成有向燃烧室3导入空气的上述进气口15a、和从燃烧室3排出废气的上述排气口71，并且配设有使进气口15a开闭的进气门16以及使排气口71开闭的排气阀17。这些进气门16以及排气阀17隔着缸中心线P对置配置。即，本发动机1被构成为横流式。另外，在汽缸盖15上安装有向燃烧室3的内部直接喷射燃料的上述喷射器23。该喷射器23以沿着缸中心线P的直立姿势被配设在燃烧室3的大致中央上部，以规定的时机将从上述共轨22导入的燃料朝向燃烧室3喷射。

并且，如图1所示，该发动机1中设有增压器（涡轮增压器）5。该涡轮增压器5具备经由涡轮轴51连结的涡轮叶轮52以及压缩机叶轮53。压缩机叶轮53面向进气管64内部配置，涡轮叶轮52面向排气管73内部配置。因此，涡轮增压器5利用涡轮叶轮52接受的排气流（排气压力）来使压缩机叶轮53旋转，进行提高进气压力等所谓的增压动作。本实施方式中的涡轮增压器5是可变喷嘴式涡轮增压器，在涡轮叶轮52侧设有可变喷嘴叶片机构（省略图示），通过调整该可变喷嘴叶片机构的开度，能够调整发动机1的增压压力。

进气***6的进气管64中设有用于对通过涡轮增压器5的增压而升温了的进入空气进行强制冷却的中间空气冷却器61。

设在比该中间空气冷却器61更靠下游侧的上述节气门62是能够无级调整其开度的电子控制式开闭阀，具有在规定的条件下缩小进入空气的流路面积，来调整（降低）该进入空气的供给量的功能。

另外，发动机1中具备用于将进气***6与排气***7连接，通过使废气的一部分从排气***7回流到进气***6，来降低燃烧温度，由此降低NOx产生量的排气回流装置8。该排气回流装置8具备将比催化转换器77靠下游、即比涡轮叶轮52靠下游的排气管74和比压缩机叶轮53靠上游的进气管64连接的低压EGR通路81、以及将比涡轮叶轮52靠上游的排气通路（例如排气岐管72）与比中间空气冷却器61靠下游、即比压缩机叶轮53靠下游的进气管64连接的高压EGR通路82。上述低压EGR通路81中设有用于冷却废气的EGR制冷器83、用于对经由低压EGR通路81回流到进气管64的（以下，有时称为“低压EGR气体”）的流量进行调整的低压EGR阀84。另一方面，高压EGR通路82中设有用于对经由高压EGR通路82回流到进气管64的废气（以下，有时称为“高压EGR气体”）的流量进行调整的高压EGR阀85。其中，以下在不需要特别区分低压EGR气体与高压EGR气体的情况下，简称为“EGR气体”。

另外，发动机1的动阀***具备VVT（Variable Valve Timing）机构，能够调整进气门16的开闭时机。由于该VVT机构的构成是公知的（例如参照日本特开2010－116816号公报、日本特开2010－180748号公报），所以这里省略说明。

－传感器类－

在发动机1的各部位安装有各种传感器，输出各个部位的环境条件、发动机1的运转状态所涉及的信号。

例如，上述空气流量计43在进气***6内的节气门62上游输出与进入空气的流量（进气量）对应的检测信号。进气温度传感器49被配置于进气岐管63，输出与进入空气的温度对应的检测信号。进气压力传感器48被配置于进气岐管63，输出与进入空气压力对应的检测信号。A／F（空燃比）传感器44在排气***7的催化转换器77的下游输出根据排气中的氧浓度而连续变化的检测信号。排气温度传感器45同样在排气***7的催化转换器77的下游输出与废气的温度（排气温度）对应的检测信号。导轨压力传感器41输出与共轨22内蓄积的燃料的压力对应的检测信号。节气门开度传感器42检测节气门62的开度。

－ECU－

ECU100如图3所示，具备CPU101、ROM102、RAM103以及备份RAM104等。ROM102存储有各种控制程序、执行这些各种控制程序时参照的映射等。CPU101基于ROM102中存储的各种控制程序、映射来执行各种运算处理。RAM103是暂时存储CPU101中的运算结果、从各传感器输入的数据等的存储器。备份RAM104例如是对发动机1停止时其应该保存的数据等进行存储的非易失性存储器。

以上的CPU101、ROM102、RAM103以及备份RAM104经由总线107相互连接，并且，与输入接口105以及输出接口106连接。

输入接口105连接着上述导轨压力传感器41、节气门开度传感器42、空气流量计43、A／F传感器44、排气温度传感器45、进气压力传感器48以及进气温度传感器49。并且，该输入接口105连接着输出与发动机1的冷却水温对应的检测信号的水温传感器46、输出与加速器踏板的踩踏量对应的检测信号的加速器开度传感器47、以及每当发动机1的输出轴（曲轴）旋转一定角度便输出检测信号（脉冲）的曲柄位置传感器40等。

另一方面，输出接口106连接着上述供给泵21、喷射器23、燃料添加阀26、节气门62、涡流控制阀66、低压EGR阀84、高压EGR阀85、以及VVT机构67等。另外，除此之外，输出接口106还连接着上述涡轮增压器5的可变喷嘴叶片机构所具备的致动器（省略图示）。

而且，ECU100基于来自上述各种传感器的输出、通过利用其输出值的运算式求出的运算值，或者上述ROM102中存储的各种映射，来执行发动机1的各种控制。

例如，ECU100执行引燃喷射（副喷射）和主（main）喷射作为喷射器23的燃料喷射控制。

上述引燃喷射是在来自喷射器23的主喷射之前，预先喷射少量燃料的动作。另外，该引燃喷射是抑制主喷射的燃料的发火延迟，用于向稳定的扩散燃烧引导的喷射动作，也被称为“副喷射”。另外，本实施方式中的引燃喷射不仅具有上述的抑制主喷射的初始燃烧速度的功能，还具有提高气缸内温度的预热功能。即，在该引燃喷射执行后，暂时中断燃料喷射，在开始主喷射之前的期间充分提高压缩气体温度（气缸内温度）使其达到燃料的自燃点（例如1000K），由此良好地确保通过主喷射而喷射的燃料的发火性。

上述主喷射是用于产生发动机1的转矩的喷射动作（转矩产生用燃料的供给动作）。该主喷射中的喷射量基本上被决定成根据发动机转速、加速器操作量、冷却水温度、进气温度等运转状态可获得要求转矩。例如，发动机转速（基于曲柄位置传感器40的检测值计算出的发动机转速）越高，另外，加速器操作量（由加速器开度传感器47检测的加速器踏板的踩踏量）越大（加速器开度越大），则作为发动机1的转矩要求值获得得越高，与此对应，作为主喷射中的燃料喷射量也被设定得越多。

此外，除了上述的引燃喷射以及主喷射之外，根据需要可进行后续（after）喷射或后（post）喷射。后续喷射是用于使废气温度上升的喷射动作。具体而言，在被供给的燃料的燃烧能量不转换成发动机1的转矩，其大部分作为排气的热能而获得的时机执行后续喷射。另外，后喷射是将燃料直接导入排气***7，用于实现上述催化转换器77的升温的喷射动作。例如，在DPNR催化剂76捕集到的PM的堆积量超过了规定量的情况下（例如通过检测催化转换器77前后的差压而检测出），执行后喷射。

另外，ECU100根据发动机1的运转状态，对排气回流装置8所具备的各EGR阀84、85的开度进行控制，来调整朝向进气***的排气回流量（EGR气体量）。具体而言，在本实施方式涉及的发动机1中，根据发动机1的运转状态设定有用于使废气从排气***向进气***回流的多种EGR模式。作为EGR模式，设定有仅经由低压EGR通路81使废气回流到进气管64的作为低压EGR模式的低压循环（LPL）模式、仅经由高压EGR通路82使废气回流到进气管64的作为高压EGR模式的高压循环（HPL）模式、以及经由低压EGR通路81以及高压EGR通路82双方的EGR通路使废气回流到进气管64的作为混合EGR模式的MPL模式。

图4是表示这些各EGR模式与发动机1的运转状态的对应关系的一个例子的EGR模式映射。在废气向进气管64回流时，ECU100参照该EGR模式映射，根据发动机转速以及发动机负载来选择LPL模式、MPL模式，或者HPL模式中的任意一个EGR模式。另外，根据发动机1的运转状态的变化来切换EGR模式。其中，LPL模式通过高压EGR阀85被维持为全闭并且低压EGR阀84被进行开度调整来执行。HPL模式通过低压EGR阀84被维持为全闭并且高压EGR阀85被进行开度调整来执行。MPL模式通过低压EGR阀84以及高压EGR阀85双方被开度调整来执行。这些各EGR模式下的低压EGR阀84以及高压EGR阀85各自的开度根据发动机1的运转状态被ECU100调整成恰当的值。其中，上述EGR模式映射预先通过实验、模拟等生成。

并且，ECU100执行上述涡流控制阀66的开度控制。作为该涡流控制阀66的开度控制，按照对喷射到燃烧室3内的燃料喷雾每单位时间（或者单位曲柄旋转角度）在气缸内周向的移动量进行变更的方式来进行。

－燃料喷射压－

执行燃料喷射时的燃料喷射压由共轨22的内压决定。作为该共轨内压，一般发动机负载（内燃机负载）越高，以及发动机转速（内燃机转速）越高，则从共轨22向喷射器23供给的燃料压力的目标值、即目标导轨压力越高。即，由于在发动机负载高的情况下进入燃烧室3内的空气量多，所以不得不从喷射器23朝向燃烧室3内喷射大量的燃料，因此需要提高来自喷射器23的喷射压力。另外，由于在发动机转速高的情况下能够喷射的期间短，所以不得不增多每单位时间喷射的燃料量，因此需要提高来自喷射器23的喷射压力。这样，目标导轨压力一般基于发动机负载以及发动机转速来设定。其中，该目标导轨压力例如按照上述ROM102中存储的燃压设定映射来设定。即，通过按照该燃压设定映射来设定燃料压力，可控制喷射器23的开阀期间（喷射率波形），能够规定其开阀期间中的燃料喷射量。

其中，在本实施方式中，燃料压力根据发动机负载等在30MPa～200MPa之间调整。

关于上述引燃喷射、主喷射等的燃料喷射参数，其最佳值按发动机1、进入空气等的温度条件的不同而不同。

例如，上述ECU100调整供给泵21的燃料排出量，以使共轨压力与基于发动机运转状态而设定的目标导轨压力相等、即燃料喷射压与目标喷射压力一致。另外，ECU100基于发动机运转状态来决定燃料喷射量以及燃料喷射形态。具体而言，ECU100基于曲柄位置传感器40的检测值来计算发动机旋转速度，并且基于加速器开度传感器47的检测值来求出加速器踏板的踩踏量（加速器开度），并基于该发动机旋转速度以及加速器开度来决定总燃料喷射量（引燃喷射中的喷射量与主喷射中的喷射量之和）。

－燃烧形态的概略说明－

接下来，对本实施方式涉及的发动机1中的燃烧室3内的燃烧形态的概略进行说明。

图5是示意性表示了经由进气岐管63以及进气口15a向发动机1的一个气缸吸入气体（空气），通过从喷射器23向燃烧室3内喷射燃料来进行燃烧，并且该燃烧后的气体经由排气口71被向排气岐管72排出的样子的图。

如该图5所示，进入气缸内的气体包括：从进气管64经由节气门62进入的新气、和在上述EGR阀（图5中仅表示了高压EGR阀85）开阀的情况下从EGR通路（图5中仅表示了高压EGR通路82）进入的EGR气体。EGR气体量相对进入的新气量（质量）与进入的EGR气体量（质量）之和的比例（即EGR率）对应于由上述ECU100根据运转状态适当控制的EGR阀（例如高压EGR阀85）的开度发生变化。

如此进入到气缸内的新气以及EGR气体经由在进气行程中开阀的进气门16，伴随着活塞13（图5中省略图示）的下降而进入到气缸内从而成为缸内气体。该缸内气体在根据发动机1的运转状态而决定的闭阀时通过进气门16闭阀被密封到缸内（缸内气体的封闭状态），在随后的压缩行程伴随着活塞13的上升被压缩。而且，当活塞13到达上止点附近后，通过上述的由ECU100实施的喷射量控制使喷射器23开阀规时机间，将燃料直接喷射到燃烧室3内。具体而言，在活塞13到达上止点前执行上述引燃喷射，在燃料喷射暂时停止后，经过规定的间隔，在活塞13到达了上止点附近的时刻执行上述主喷射。

图6是表示该燃料喷射时的燃烧室3以及其周边部的剖视图，图7是该燃料喷射时的燃烧室3的俯视图（表示活塞13的上表面的图）。如图7所示，在本实施方式涉及的发动机1的喷射器23中，沿周向等间隔设有8个喷孔，从这些喷孔分别均匀地喷射燃料。此外，该喷孔数并不限于8个。

而且，从该各喷孔喷射出的燃料的喷雾A、A、…以近似圆锥状逐渐扩散。另外，由于来自各喷孔的燃料喷射（上述引燃喷射、主喷射）在活塞13到达了压缩上止点附近的时刻进行，所以如图6所示，各燃料的喷雾A、A、…在上述空腔13b内逐渐扩散。

这样，从形成于喷射器23的各喷孔喷射出的燃料的喷雾A、A、…随着时间经过在与缸内气体混合的同时成为混合气体，在缸内分别以圆锥状逐渐扩散，并通过自发火进行燃烧。即，该各燃料的喷雾A、A、…分别与缸内气体一同形成大致圆锥状的燃烧场所，在该燃烧场所（本实施方式中为8个位置的燃烧场所）分别开始燃烧。

而且，通过该燃烧而产生的能量成为用于将活塞13向下止点按压的动能（成为发动机输出的能量）、使燃烧室3内温度上升的热能、经由气缸体11、汽缸盖15向外部（例如冷却水）释放的热能。

而且，燃烧后的缸内气体经由在排气行程中开阀的排气阀17，伴随着活塞13的上升向排气口71以及排气岐管72排出而成为排出气体。

－发火延迟期间的推定以及发火正时的控制－

本实施方式的特征在于，对通过上述引燃喷射而喷射出的燃料所生成的混合气体的发火延迟期间进行推定的动作、以及基于该推定出的发火延迟期间实现发火延迟期间的合理化来对发火正时进行控制的动作。具体而言，作为混合气体的发火延迟，存在物理性发火延迟和化学性发火延迟。物理性发火延迟是燃料液滴的蒸发、混合所需要的时间。另一方面，化学性发火延迟是燃料蒸汽的化学结合、分解以及氧化发热所需要的时间。在本实施方式中，对发动机1的控制参数进行控制，以便分别以高精度计算出这些物理性发火延迟期间以及化学性发火延迟期间，且基于这些发火延迟期间求出的“总发火延迟期间”成为适当的发火延迟期间（以下，有时称为“目标发火延迟期间”（关于该“目标发火延迟期间”的设定手法将后述）。

在以下的说明中，按顺序针对物理性发火延迟期间的推定动作、化学性发火延迟期间的推定动作、总发火延迟期间的计算动作、用于使该总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致的控制参数的控制动作进行说明。

－物理性发火延迟期间的推定动作－

首先，针对物理性发火延迟期间的推定动作的概略进行说明。该物理性发火延迟在从引燃喷射开始的时刻起，到通过该引燃喷射而喷射出的燃料的喷雾中的当量比（以下称为“喷雾内当量比”）达到能够发火的值（以下称为“喷雾内可燃当量比”），并且该喷雾中的可燃蒸汽量（以下称为“喷雾内可燃蒸汽量”）达到能够发火的值（以下称为“必要最少可燃蒸汽量”）而开始了发火之后上述喷雾内当量比降低到上述喷雾内可燃当量比以下的时刻为止的期间产生。即，求出从引燃喷射的开始时刻到喷雾内当量比降低为喷雾内可燃当量比以下为止的期间作为物理性发火延迟期间（由物理性发火延迟期间计算单元执行的物理性发火延迟期间的计算动作）。

其中，上述“喷雾内可燃蒸汽量”是指在燃料的喷雾中获得了超过上述“喷雾内可燃当量比”的当量比的区域的体积。

以下，对本实施方式中的物理性发火延迟期间的推定动作具体进行说明。图8是表示该物理性发火延迟期间的推定动作的步骤的流程图。该流程在发动机1启动后，每隔规定时间（例如数msec）反复执行。

首先，在步骤ST1中，进行上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比的提取。该步骤通过提取在紧靠本次来到燃烧行程的气缸之前来到了燃烧行程的气缸在引燃喷射执行后的规定期间（例如从引燃喷射开始到主喷射开始为止的期间）中按每个曲柄角度计算并存储于上述RAM103的喷雾内当量比来进行。此外，也可以提取本次来到燃烧行程的气缸在上次燃烧行程时（同一气缸的上次燃烧行程时）的引燃喷射执行后的规定期间中的每个曲柄角度的喷雾内当量比。

作为该喷雾内当量比的具体计算动作，通过将各喷雾中的燃料量除以该喷雾的体积来求取，各喷雾的体积通过以下的式（1）～（4）按每个规定的曲柄旋转角度（例如以曲柄旋转角度按每1°CA）计算。该喷雾体积的计算间隔的值并不限定于此。式（1）以及式（2）是在引燃喷射中喷射出的燃料的喷雾长度L_sp的计算式，是被称为“广安公式（広安の式）”的公知公式。其中，式（1）是从燃料喷射开始起的经过时间t达到液滴***时间t_e为止的喷雾长度L_sp的计算式，式（2）是从燃料喷射开始起的经过时间t经过了液滴***时间te后的喷雾长度L_sp的计算式。另外，式（3）是在引燃喷射中喷射出的燃料的喷雾角度θ_sp的计算式。另外，式（4）是喷雾体积V_sp的计算式。

[数1]

$L_{\mathrm{sp}}=\{\begin{array}{c}0.39{(2\mathrm{\ΔP}/{\mathrm{\ρ}}_f)}^{\frac{1}{2}}\·t(0\≤t\≤t_e)\·\·\·\left(1\right)\\ 2.95{(\mathrm{\ΔP}{/\mathrm{\ρ}}_a)}^{0.25}\·{\left(d_{0}t\right)}^{\frac{1}{2}}(t>t_e)\·\·\·\left(2\right)\end{array}$

△P：喷射压力与气氛压力的压力差

t_e：液滴***时间

ρ_f：燃料密度

ρ_a：气氛气体密度

d₀：喷射器喷口直径

[数2]

${\mathrm{\θ}}_{\mathrm{sp}}=0.05\left(\frac{{\mathrm{\ρ}}_a\·\mathrm{\ΔP}\·{d_0}^2}{{{\mathrm{\μ}}_a}^2}\right)\·\·\·\left(3\right)$

μ_a：空气粘性系数

$V_{\mathrm{sp}}=1/3\mathrm{\π}{L_{\mathrm{sp}}}^3{\tan }^2\left({\mathrm{\θ}}_{\mathrm{sp}}\right)\·\·\·\left(4\right)$

通过将喷雾中的燃料量（从一个喷孔喷射出的燃料量：将总引燃喷射量除以喷孔数得到的值）除以这样按每个曲柄角度计算出的喷雾的体积V_sp（从一个喷孔喷射出的燃料的体积），计算出每个曲柄角度的喷雾内当量比（假定为喷雾内当量比均匀的情况的当量比），将这些值存储到上述RAM103中，在步骤ST1中提取该每个曲柄角度的喷雾内当量比的数据。

在这样进行了上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比的提取后，转移到步骤ST2，判定这些喷雾内当量比信息中是否存在其值超过了上述喷雾内可燃当量比的信息。当在引燃喷射中喷射出的燃料的喷雾中的当量比超过了该喷雾内可燃当量比时，该喷雾内可燃当量比被设定为在该引燃喷射中喷射出的燃料的混合气体能够发火的值，例如“0.7”。该值并不限定于此，可根据燃料性状（例如十六烷值）等通过实验来设定。

图9是表示引燃喷射开始后的喷雾内当量比的变化的图。如该图9所示，在引燃喷射开始后，燃料的喷雾在燃烧室3内逐渐扩散，且该喷雾内部存在的燃料液滴逐渐蒸发。在燃料刚刚喷射之后，由于无助于喷雾内当量比的燃料液滴不断蒸发，使得喷雾内当量比不断迅速增加。然后，伴随着燃料蒸发速度不断减少，并且喷雾体积不断放大（喷雾的扩散），该喷雾内当量比逐渐减少。因此，该喷雾内当量比在其值从增加转向减少的时机为最高。

图9中用虚线表示的波形A表示了上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比中不存在超过了喷雾内可燃当量比的当量比时的喷雾内当量比的变化的一个例子。另外，图9中用实线表示的波形B表示了上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比中存在超过了喷雾内可燃当量比的当量比时的喷雾内当量比的变化的一个例子。

当上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比中存在超过了喷雾内可燃当量比的当量比（参照图9中的波形B），在步骤ST2中判定为“是”时，转移到步骤ST4。

另一方面，当上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比全部为喷雾内可燃当量比以下（参照图9中的波形A），在步骤ST2中判定为否（NO）时，转移到步骤ST3，在本次循环的燃料喷射中进行引燃喷射量的增量修正。作为该引燃喷射量的增量修正的具体动作，进行引燃喷射期间的延长。作为该情况下的增量修正量（引燃喷射期间的延长期间），将上述上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比中最高的喷雾内当量比的值（以下称为“最高喷雾内当量比”：图9中的）与上述喷雾内可燃当量比进行比较，根据其偏差来设定增量修正量。即，该偏差越大（最高喷雾内当量比相对喷雾内可燃当量比越低）则增量修正量被设定为越大的值。若如此进行了引燃喷射量的增量修正，则每个曲柄角度的喷雾内当量比中存在超过了喷雾内可燃当量比的当量比（成为例如图9中的波形B所示的喷雾内当量比的变化），在步骤ST2中判定为是（YES）。

在步骤ST4中，进行上次循环中的燃料蒸发量（喷雾内可燃蒸汽量）的提取。该步骤通过提取在紧靠这次到来燃烧行程的气缸之前到来了燃烧行程的气缸在引燃喷射执行后的规定期间（例如从引燃喷射开始到主喷射开始为止的期间）计算出并存储于上述RAM103的燃料蒸发量来进行。此外，也可以提取这次到来燃烧行程的气缸的上次燃烧行程时（同一气缸的上次燃烧行程时）的引燃喷射执行后的规定期间中的燃料蒸发量。

作为该燃料蒸发量（燃料的蒸汽量）的具体计算动作，通过以下的式（5）～（8）来进行计算。

具体而言，通过利用发动机1的性能实验装置的实验，在燃烧行程中按发动机1的每个曲柄角度（例如曲柄角度每前进1°CA），基于下述的式（5）～式（7）来计算燃料蒸发速度（dm_v／dt）。

或者，也可以通过将该计算出的各曲柄角度的燃料蒸发速度映射化来生成燃料蒸发速度稳定映射，并通过针对该燃料蒸发速度稳定映射乘以与发动机1的环境条件、运转条件等对应的修正系数（实测或者推定出的与缸内压力对应的修正系数以及实测或者推定出的与缸内温度对应的修正系数），来计算每个曲柄角度的蒸发速度。

[数3]

$\frac{d{m}_v}{\mathrm{dt}}=-2\mathrm{\π}\frac{k}{c_p}{D}_d(1+0.23{\mathrm{Re}}^{0.5})\ln \[1+\frac{c_p(T-T_d)}{h_{\mathrm{fg}}}\]\·\·\·\left(5\right)$

k：热传导率cp：气体比热D_d：液滴粒径，

Re：雷诺数T气体比热T_d：粒径温度h_fg：蒸发潜热，

V_sw：涡流速度V_sq：挤气速度A：常数，

$\mathrm{Dd}=72.36\·{P_{\mathrm{cr}}}^{-0.4}\·d_0\·\·\·\left(7\right)$

P_cr：喷射压力（或者轨道压力）d₀：喷孔直径

上述式（6）中的涡流速度V_sw、挤气速度V_sq是根据发动机形状（特别是燃烧室3的形状）以及发动机转速决定的值。另外，该情况下的涡流速度V_sw例如是燃烧室3内的外周边部周边处的涡流速度。另外，常数A是按发动机1的种类预先通过实验等决定的值。并且，混合气体的动态粘性系数是取决于温度的值。

而且，通过针对上述计算出的每个曲柄角度的蒸发速度乘以上述每个曲柄角度的喷雾内当量比超过可燃当量比的期间tb（参照图11所示的喷雾内当量比变化的波形）（式（8）），来计算燃料蒸发量。

[数4]

在如此进行了上次循环中的燃料蒸发量的提取后，转移到步骤ST5，判定该燃料蒸发量是否超过上述必要最少可燃蒸汽量M。对该必要最少可燃蒸汽量M而言，当在引燃喷射中喷射出的燃料的喷雾中的喷雾内可燃蒸汽量超过该必要最少可燃蒸汽量M时，被设定为混合气体能够发火的值，例如通过映射来设定。图10是设定上述必要最少可燃蒸汽量M时参照的必要最少可燃蒸汽量映射，预先通过实验、模拟而生成并被存储于上述ROM102。通过在该必要最少可燃蒸汽量映射应用当前的发动机转速以及当前的燃料喷射量（针对到来燃烧行程的气缸的在引燃喷射中的燃料喷射量），可取得上述必要最少可燃蒸汽量M。发动机转速越低，另外，燃料喷射量越少，则该必要最少可燃蒸汽量M被设定为越小的值。

图11是表示引燃喷射开始后的喷雾内当量比的变化的图，带有斜线的区域相当于上述燃料的喷雾中的喷雾内可燃蒸汽量。当该喷雾内可燃蒸汽量超过上述必要最少可燃蒸汽量M，在步骤ST5中判定为是时，转移到步骤ST7。

另一方面，当喷雾内可燃蒸汽量未超过必要最少可燃蒸汽量M，在步骤ST5中判定为否时，转移到步骤ST6，在本次循环的燃料喷射中进行引燃喷射量的增量修正。作为该情况下的引燃喷射量的增量修正的具体动作，也进行引燃喷射期间的延长。作为该情况下的增量修正量（引燃喷射期间的延长期间），将上述计算出的喷雾内可燃蒸汽量与必要最少可燃蒸汽量M进行比较，根据其偏差来设定增量修正量。即，该偏差越大（实际的喷雾内可燃蒸汽量相对必要最少可燃蒸汽量M越少），则增量修正量被设定为越大的值。若如此进行引燃喷射量的增量修正，则燃料蒸发量（喷雾内可燃蒸汽量）超过必要最少可燃蒸汽量M，在步骤ST5中判定为是。

通过以上的动作，在处于上次循环中的每个曲柄角度的喷雾内当量比存在超过喷雾内可燃当量比的当量比、且燃料蒸发量（喷雾内可燃蒸汽量）超过必要最少可燃蒸汽量M的状态后，转移到步骤ST7，进行物理性发火延迟的计算。

该物理性发火延迟的计算作为从引燃喷射开始到上述喷雾内当量比达到可燃当量比为止的期间、与随后喷雾内当量比降低到可燃当量比为止的期间之和被计算出。例如在图11所示那样的喷雾内当量比的变化的情况下，从引燃喷射开始到上述喷雾内当量比达到喷雾内可燃当量比为止的期间是图中的ta，然后喷雾内当量比降低到喷雾内可燃当量比为止的期间是图中的tb，计算出它们之和（ta＋tb）作为物理性发火延迟期间。

更具体而言，如果利用图12的喷雾内当量比的变化来说明上述步骤ST3中的引燃喷射量的增量修正（与每个曲柄角度的喷雾内当量比中不存在超过喷雾内可燃当量比的当量比相伴的增量修正）以及步骤ST6中的引燃喷射量的增量修正（与喷雾内可燃蒸汽量不超过必要最少可燃蒸汽量M相伴的增量修正）都被进行时的物理性发火延迟期间，则首先通过步骤ST3中的引燃喷射量的增量修正，使喷雾内当量比如图中虚线所示那样变化。该情况下，物理性发火延迟期间成为图中的期间ta与期间tb’之和（ta＋tb’），但由于喷雾内可燃蒸汽量未超过必要最少可燃蒸汽量M，所以实际上不能进行发火。然后，通过步骤ST6中的引燃喷射量的增量修正，使喷雾内当量比如图中实线所示那样变化。该情况下，从引燃喷射开始到上述喷雾内当量比达到喷雾内可燃当量比为止的期间是图中的ta，然后喷雾内当量比降低到喷雾内可燃当量比为止的期间是图中的tc，计算出它们之和（ta＋tc）作为物理性发火延迟期间。即，作为通过步骤ST6中的引燃喷射量的增量修正而向延迟侧延长的期间，计算出物理性发火延迟期间。

其中，针对与在步骤ST3以及步骤ST6中对引燃喷射量进行增量修正相伴而上升的喷雾内当量比以及喷雾内可燃蒸汽量预先设定了上限值。例如，在喷雾内当量比、喷雾内可燃蒸汽量伴随着缸内温度的上升而达到了上限值的情况下，对引燃喷射量进行减量修正（将上述喷雾内可燃当量比以及必要最少可燃蒸汽量M作为下限值来进行减量修正）。由此，可防止喷雾内当量比、喷雾内可燃蒸汽量上升到必要以上而导致燃烧变动的情况，实现了燃料消耗量的削减。

－发火正时控制动作－

接下来，对包括化学性发火延迟期间推定动作以及总发火延迟期间计算动作的发火正时控制进行说明。

该化学性发火延迟基于从引燃喷射开始，在该引燃喷射中喷射出的燃料的喷雾内当量比达到了上述喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室3内的温度以及压力来计算（由化学性发火延迟期间计算单元执行的化学性发火延迟期间的计算动作）。而且，根据该计算出的化学性发火延迟和上述的物理性发火延迟计算出总发火延迟期间（由总发火延迟期间计算单元执行的总发火延迟期间的计算动作），对发动机1的控制参数进行控制，以使该总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致。

以下，对具体的动作进行说明。图13是表示包括该化学性发火延迟期间推定动作以及总发火延迟期间计算动作的发火正时控制的步骤的流程图。该流程在发动机1启动后每隔规定时间（例如数msec）反复执行。

首先，在步骤ST11中，计算出喷雾内当量比达到了喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室内温度以及燃烧室内压力。具体而言，通过下述的式（9）～（11），计算出喷雾内当量比达到了喷雾内可燃当量比（例如“0.7”）的时刻的燃烧室内温度以及燃烧室内压力。

[数5]

$T_{\mathrm{equ}}=T_o{\left(\frac{V_o}{V}\right)}^{n-1}\·\·\·\left(9\right)$

$P_{\mathrm{equ}}=P_o{\left(\frac{V_o}{V}\right)}^n\·\·\·\left(10\right)$

T_o：进气门开启时刻的温度；V_o：进气门闭合时刻的体积；P_o：进气门闭合时刻的压力；n：多方指数

式（9）是喷雾内当量比达到了喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室内温度T_equ的计算式，式（10）是喷雾内当量比达到了喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室内压力P_equ的计算式。另外，这些式（9）、（10）中的“n”是多方（polytrope）指数，根据式（11）来计算。该多方指数n是将“气体组成”以及“温度”作为变量的函数。另外，该式（11）中的Q为燃料喷射量，A为通过实验求出的修正系数。

此外，作为计算喷雾内当量比达到了喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室内温度以及燃烧室内压力的手法，并不限定于上述的方法，也能够通过公知的气体状态方程式（PV＝nRT）来求取。

在如此计算出喷雾内当量比达到了喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室内温度以及燃烧室内压力后，转移到步骤ST12，基于下述的式（12）计算出化学性发火延迟期间τ_c。该式（12）被称为“阿雷尼厄斯方程式”。

[数6]

$\frac{1}{{\mathrm{\τ}}_c}={\[O_2\]}^a{\[\mathrm{Fuel}\]}^b\exp \left(\frac{-c}{\mathrm{RT}}\right)\·\·\·\left(12\right)$

a、b、c：实验常数；[O₂]:O₂分压;[Fuel]:燃料分压；T：温度；R:气体常数。

在如上述那样计算出化学性发火延迟期间τ_c后，转移到步骤ST13，进行总发火延迟期间的计算。作为该总发火延迟期间的计算动作，具体地，通过从上述的物理性发火延迟期间的推定动作推定出的物理性发火延迟期间τ_p与上述化学性发火延迟期间τ_c之和减去这些物理性发火延迟期间τ_p与上述化学性发火延迟期间τ_c并存的期间τ_x（τ_p＋τ_c－τ_x），来计算总发火延迟期间。即，由于如图14所示，存在物理性发火延迟与化学性发火延迟同时并行的期间τ_x，所以通过从上述物理性发火延迟期间τ_p与上述化学性发火延迟期间τ_c之和减去该同时并行期间τ_x，可计算出总发火延迟期间。

在如此计算出总发火延迟期间后，转移到步骤ST14，进行发火正时的控制，以便通过发动机1的控制参数的调整使总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致。具体而言，进行燃烧室3内的温度控制以及氧浓度控制。

在对这些温度控制以及氧浓度控制进行说明之前，对目标发火延迟期间的设定手法进行说明。

图15是用于对作为该目标发火延迟期间的基准值的“基准目标发火延迟期间”进行设定的映射（基准目标发火延迟期间映射），预先通过实验、模拟生成并被存储到上述ROM102中。通过在该基准目标发火延迟期间映射中应用当前的发动机转速以及当前的燃料喷射量（针对到来燃烧行程的气缸的引燃喷射量），可取得“基准目标发火延迟期间”。对该“基准目标发火延迟期间”而言，发动机转速越低，另外，燃料喷射量越少则被设定得越低，发动机转速越高，另外，燃料喷射量越多则被设定得越高。

而且，针对通过该基准目标发火延迟期间映射而取得的基准目标发火延迟期间，进行基于发动机1的运转状态、环境状态等各种参数的修正，来设定目标发火延迟期间。作为用于进行该修正的各种参数，可举出进气温度、进气中的氧浓度、冷却水温度、外部空气压力、外部空气温度、增压压力、发动机的过渡状态等。

以下，对为了使总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致而进行的燃烧室3内的温度控制以及氧浓度控制进行说明。

作为燃烧室3内的温度控制，可举出上述排气回流装置8的控制、VVT机构67的控制（由燃烧室内温度修正单元执行的燃烧室内温度的修正动作）。

作为由排气回流装置8执行的燃烧室3内的温度控制，将EGR模式作为经由低压EGR通路81以及高压EGR通路82双方的EGR通路使废气回流到进气管64的MPL模式，利用各EGR阀84、85调整从低压EGR通路81回流的温度比较低的废气的流量、和从高压EGR通路82回流的温度比较高的废气的流量，来调整进气***中的进入气体温度。即，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较长的情况下，提高进入气体温度（使从高压EGR通路82回流的废气的流量相对增多：例如在使总EGR气体量一定的状态下增多从高压EGR通路82回流的废气的流量的比例）。相反，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较短的情况下，降低进入气体温度（使从低压EGR通路81回流的废气的流量相对增多：例如在使总EGR气体量一定的状态下增多从低压EGR通路81回流的废气的流量的比例）。由此调整进入气体温度，以使总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致。

另外，作为由VVT机构67执行的燃烧室3内的温度控制，对进气门16的闭阀时机进行调整。即，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较长的情况下，使进气门16的闭阀时机移至提前侧（活塞13的下止点侧），通过提高实际压缩比来提高压缩端温度。相反，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较短的情况下，使进气门16的闭阀时机移至延迟侧（活塞13的上止点侧），通过降低实际压缩比来降低压缩端温度。由此调整进入气体温度，以使总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致。

另一方面，作为燃烧室3内的氧浓度控制，可举出上述排气回流装置8的控制（由燃烧室内氧浓度修正单元执行的燃烧室内氧浓度的修正动作）。即，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较长的情况下，通过减小各EGR阀84、85的开度来提高燃烧室3内的氧浓度，相反，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较短的情况下，通过增大各EGR阀84、85的开度来降低燃烧室3内的氧浓度，由此控制燃烧室3内的氧浓度，以使总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致。

此外，关于上述各控制参数的调整，可以只执行任意一个，也可以将多个组合执行。

如以上说明那样，在本实施方式中，通过直接推定实际的燃烧场所内的喷雾状态（燃烧场所内能够发火的条件是否成立），即使在发生了环境变化、运转过渡等的情况下，也能够以高的精度推定物理性发火延迟期间以及化学性发火延迟期间。因此，可实现混合气体的发火正时的合理化，能在改善排气排放的同时防止燃烧变动、失火。

另外，根据本实施方式，由于通过运算、映射来求取燃烧室3内的喷雾的状态（当量比等），所以不需要直接检测燃烧室3内的压力的单元。即，可以不需要高价的缸内压力传感器，能够以低成本实现高精度的发火延迟期间的推定。

－其他实施方式－

以上说明的实施方式对将本发明应用于汽车中搭载的直列4气缸柴油发动机的情况进行了说明。本发明并不局限于汽车用，也能够在其他用途所使用的发动机中应用。另外，气缸数、发动机形式（直列型发动机、V型发动机、水平对置型发动机等的不同）也不特别限定于此。

另外，在上述实施方式中，对推定在引燃喷射中喷射出的燃料的发火延迟期间，当实现该在引燃喷射中喷射出的燃料的发火延迟期间的合理化时应用本发明的情况进行了说明。本发明并不局限于此，也能够应用于推定在主喷射中喷射出的燃料的发火延迟期间，实现在该主喷射中喷射出的燃料的发火延迟期间的合理化的情况。

另外，上述实施方式中的发动机1的VVT机构67能够只调整进气门16的开闭时机，但也可以能够调整进气门16以及排气阀17双方的开闭时机。

另外，在上述实施方式中，作为用于使总发火延迟期间与目标发火延迟期间一致的控制，进行了燃烧室3内的温度控制、氧浓度控制。本发明并不局限于此，也可以修正燃料喷射压力（导轨压力）。具体而言，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较长的情况下，将燃料喷射压力设定得高，促进从喷射器23喷射的燃料的微粒化，来缩短物理性发火延迟期间。相反，在总发火延迟期间相对目标发火延迟期间较短的情况下，将燃料喷射压力设定得低，增大从喷射器23喷射的燃料的颗粒直径，来增长物理性发火延迟期间。

另外，在上述实施方式中，对应用了下述压电喷射器23的发动机1进行了说明：通过仅在通电期间成为全开的开阀状态来变更燃料喷射率，但本发明也能够应用于采用了可变喷射率喷射器的发动机。

并且，在上述实施方式中，作为催化转换器77，具备NSR催化剂75以及DPNR催化剂76，但也可以具备NSR催化剂75以及DPF（Diesel Paticulate Filter）。

工业上的可利用性

本发明能够应用于在汽车所搭载的共轨式缸内直喷型多气缸柴油发动机中，实现混合气体的发火延迟期间的合理化的燃烧控制。

附图标记说明：

1-发动机（内燃机）；23-喷射器（燃料喷射阀）；3-燃烧室；67-VVT机构（能够调整燃烧室内的温度的控制参数）；8-排气回流装置（能够调整燃烧室内的温度以及氧浓度的控制参数）；81-低压EGR通路；82-高压EGR通路；84-低压EGR阀；85-高压EGR阀。

Claims (11)

1.一种内燃机的发火延迟期间推定装置，推定从燃料喷射阀朝向燃烧室内喷射的燃料的发火延迟期间，该内燃机的发火延迟期间推定装置的特征在于，具备：

物理性发火延迟期间计算单元，其基于从上述燃料喷射阀喷射出的燃料的喷雾中的当量比来计算物理性发火延迟期间；

化学性发火延迟期间计算单元，其基于从上述燃料喷射阀喷射出的燃料的喷雾中的当量比达到了规定当量比的时刻的燃烧室内的环境条件来计算化学性发火延迟期间；和

总发火延迟期间计算单元，其基于上述计算出的物理性发火延迟期间和化学性发火延迟期间来计算燃料的总发火延迟期间。

2.根据权利要求1所述的内燃机的发火延迟期间推定装置，其特征在于，

上述物理性发火延迟期间计算单元构成为将从上述燃料喷射阀喷射出燃料的时间作为基点，来计算出在该燃料的喷雾中的当量比超过了能够发火的喷雾内可燃当量比之后到低于该喷雾内可燃当量比的时刻为止的期间作为物理性发火延迟期间。

3.根据权利要求1所述的内燃机的发火延迟期间推定装置，其特征在于，

化学性发火延迟期间计算单元构成为基于从上述燃料喷射阀喷射燃料且该燃料的喷雾中的当量比达到了能够发火的喷雾内可燃当量比的时刻的燃烧室内的温度以及压力，来计算化学性发火延迟期间。

4.根据权利要求2所述的内燃机的发火延迟期间推定装置，其特征在于，

该内燃机的发火延迟期间推定装置构成为对从上述燃料喷射阀喷射出的燃料的喷雾中的当量比是否达到上述喷雾内可燃当量比从而燃料已发火进行判定，当未达到上述喷雾内可燃当量比从而燃料未发火时，在进行了燃料喷射量的增量修正以使该喷雾中的当量比达到上述喷雾内可燃当量比的基础上，进行通过上述物理性发火延迟期间计算单元对物理性发火延迟期间的计算。

5.根据权利要求2所述的内燃机的发火延迟期间推定装置，其特征在于，

该内燃机的发火延迟期间推定装置构成为对从上述燃料喷射阀喷射出的燃料的喷雾中的当量比超过上述喷雾内可燃当量比的期间的燃料蒸汽量是否达到了规定的必要最少可燃蒸汽量进行判定，当未达到该必要最少可燃蒸汽量时，在进行了燃料喷射量的增量修正以使该燃料蒸汽量达到必要最少可燃蒸汽量的基础上，进行通过上述物理性发火延迟期间计算单元对物理性发火延迟期间的计算。

6.根据权利要求1所述的内燃机的发火延迟期间推定装置，其特征在于，

作为从燃料喷射阀朝向燃烧室内的燃料喷射，至少能够执行主喷射和在该主喷射之前进行的副喷射，

上述总发火延迟期间计算单元构成为针对该副喷射的执行来计算燃料的总发火延迟期间。

7.一种内燃机的发火正时控制装置，基于由权利要求1～6中任意一项所述的内燃机的发火延迟期间推定装置推定出的总发火延迟期间来控制发火正时，该内燃机的发火正时控制装置的特征在于，

具备燃烧室内温度修正单元，上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则该燃烧室内温度修正单元通过对能够调整燃烧室内的温度的控制参数的控制来将燃烧室内的温度设定得越高。

8.根据权利要求7所述的内燃机的发火正时控制装置，其特征在于，

上述能够调整燃烧室内的温度的控制参数是从排气***向进气***回流的废气的温度，并且构成为上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则将从排气***向进气***回流的废气的温度设定得越高。

9.根据权利要求7所述的内燃机的发火正时控制装置，其特征在于，

上述能够调整燃烧室内的温度的控制参数是进气门的闭阀时机，并且构成为上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则越使进气门的闭阀时机移向活塞的下止点侧来提高实际压缩比。

10.一种内燃机的发火正时控制装置，基于由权利要求1～6中任意一项所述的内燃机的发火延迟期间推定装置推定出的总发火延迟期间来控制发火正时，该内燃机的发火正时控制装置的特征在于，

具备燃烧室内氧浓度修正单元，上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则该燃烧室内氧浓度修正单元通过对能够调整燃烧室内的氧浓度的控制参数的控制来将燃烧室内的氧浓度设定得越高。

11.根据权利要求10所述的内燃机的发火正时控制装置，其特征在于，

上述能够调整燃烧室内的氧浓度的控制参数是从排气***向进气***回流的废气的回流量，并且构成为上述推定出的总发火延迟期间比作为目标的总发火延迟期间越长，则将从排气***向进气***回流的废气的回流量设定得越少。