JP2015031191A - Heat generation rate waveform creation device of internal combustion engine, and combustion state diagnosing device - Google Patents

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Abstract

PROBLEM TO BE SOLVED: To provide a heat generation rate waveform creation device of an internal combustion engine capable of defining a combustion state of fuel in a cylinder of the internal combustion engine at high accuracy, and a combustion state diagnosing device.SOLUTION: In a diesel engine, when an ideal heat generation rate waveform model is created to each reaction form of fuel injected in a cylinder, a reaction speed and a reaction start timing of a high-temperature oxidation reaction due to premix combustion of the fuel are corrected in light of a fuel additive added to the fuel, so as to create the ideal heat generation rate waveform model. The ideal heat generation rate waveform model is made smooth by filter-processing, so as to create the ideal heat generation rate waveform of each reaction form. Whether abnormality occurs or not is diagnosed by comparing the ideal heat generation rate waveform of each reaction with an actual heat generation rate waveform found from the detected cylinder inner pressure.

Description

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内燃機関の燃焼状態を診断する装置に関する。   The present invention relates to an apparatus for creating a heat release rate waveform of an internal combustion engine such as a diesel engine, and an apparatus for diagnosing the combustion state of the internal combustion engine using the created heat release rate waveform.

従来、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」という場合もある）では気筒内における燃料の燃焼状態を評価している。この燃焼状態の評価手法として具体的には、気筒内での熱発生率（クランクシャフトの単位回転角度当たりの熱発生量）の変化を表す熱発生率波形を用い、その波形が理想的な波形となっているか否かを判断することで気筒内での燃焼状態を評価している（例えば、特許文献１参照）。   2. Description of the Related Art Conventionally, a diesel engine used as an automobile engine or the like (hereinafter sometimes simply referred to as “engine”) evaluates the combustion state of fuel in a cylinder. Specifically, the combustion state evaluation method uses a heat generation rate waveform that represents a change in the heat generation rate (heat generation amount per unit rotation angle of the crankshaft) in the cylinder, and the waveform is an ideal waveform. The combustion state in the cylinder is evaluated by judging whether or not (see, for example, Patent Document 1).

特開２０１１−１０６３３４号公報JP 2011-106334 A 特開２００６−２２６１８８号公報JP 2006-226188 A 特開２００６−１８３４６６号公報JP 2006-183466 A

例えば理想的な熱発生率波形（以下、「理想熱発生率波形」という）と実際の熱発生率波形とを対比することによって燃焼状態の診断を行う場合などにあっては、前記理想熱発生率波形を作成するに当たって燃料の反応開始時期や反応速度等の波形構成要素を高い精度で求め、これによって理想熱発生率波形の適正化を図っておくことが重要である。なお、この理想熱発生率波形の用途としては、前記燃焼状態の診断に限らず、燃料性状の検出等、種々のものが挙げられる。   For example, in the case of diagnosing a combustion state by comparing an ideal heat generation rate waveform (hereinafter referred to as “ideal heat generation rate waveform”) and an actual heat generation rate waveform, the ideal heat generation In creating the rate waveform, it is important to obtain the waveform components such as the fuel reaction start time and reaction rate with high accuracy, and thereby optimize the ideal heat release rate waveform. Note that the use of the ideal heat generation rate waveform is not limited to the diagnosis of the combustion state, but includes various types such as detection of fuel properties.

ところで、一般に、燃料の燃焼の安定化や排気エミッションの改善を図ることを目的として燃料に燃料添加剤が添加される場合がある。本発明の発明者は、この燃料添加剤が燃料に添加されている場合にあっては、この燃料添加剤が前記波形構成要素に影響を及ぼすことに着目した。そして、燃料と共に気筒内に噴射される燃料添加剤に基づいて前記波形構成要素を規定することで、理想熱発生率波形の適正化が図れることを見出した。   By the way, generally, a fuel additive may be added to the fuel for the purpose of stabilizing the combustion of the fuel or improving the exhaust emission. The inventor of the present invention has paid attention to the fact that, when this fuel additive is added to the fuel, this fuel additive affects the waveform component. Then, it has been found that the ideal heat generation rate waveform can be optimized by defining the waveform components based on the fuel additive injected into the cylinder together with the fuel.

なお、特許文献２および特許文献３には、燃料のセタン価が低いほど、パイロット噴射での燃料のうち主噴射前に燃焼しきれない割合が大きくなり、主噴射での燃料の燃焼による熱発生率の最大値が基準セタン価燃料での熱発生率の最大値よりも大きくなることが開示されている。   In Patent Document 2 and Patent Document 3, the lower the cetane number of the fuel, the larger the proportion of fuel in pilot injection that cannot be combusted before main injection, and heat generation due to fuel combustion in main injection. It is disclosed that the maximum value of the rate becomes larger than the maximum value of the heat generation rate of the reference cetane number fuel.

しかしながら、前記理想熱発生率波形の形状を規定するために、「燃料と共に気筒内に噴射される燃料添加剤の影響を考慮すること」、および、「この燃料添加剤が大きく影響する燃料反応形態とその燃料反応形態における波形構成要素とを特定すること」についての具体的な提案は未だなされていない。   However, in order to define the shape of the ideal heat generation rate waveform, "considering the influence of the fuel additive injected into the cylinder together with the fuel" and "the fuel reaction mode in which this fuel additive greatly affects" No specific proposal has yet been made about “determining the waveform component in the fuel reaction mode”.

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、気筒内での反応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。   The present invention has been made in view of the above points, and an object of the present invention is to provide a heat generation rate waveform creation device and a combustion state of an internal combustion engine that can define a reaction state in a cylinder with high accuracy. It is to provide a diagnostic device.

−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、気筒内に供給される燃料添加剤が熱発生率波形に及ぼす影響を考慮して前記波形構成要素を規定することにより理想熱発生率波形の適正化が図れるようにしている。 -Solution principle of the invention-
The solution principle of the present invention taken to achieve the above object is that the ideal heat is obtained by defining the waveform components in consideration of the influence of the fuel additive supplied into the cylinder on the heat release rate waveform. The occurrence waveform can be optimized.

−解決手段−
具体的に、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気筒内での反応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、前記気筒内での燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形を作成するに際し、この反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤に応じて規定する構成としている。 -Solution-
Specifically, the present invention is directed to an apparatus for creating a heat release rate waveform of a reaction in the cylinder in an internal combustion engine that burns fuel injected into the cylinder from a fuel injection valve. When creating an ideal heat generation rate waveform of a high-temperature oxidation reaction by premixed combustion of fuel in the cylinder for this heat generation rate waveform generation device, at least one of the reaction start timing and reaction rate is The configuration is defined according to the fuel additive injected into the cylinder together with the fuel.

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噴射量（燃料の噴射量と燃料添加剤の噴射量との総和）、指令噴射圧力に応じた噴射圧力、指令噴射期間に応じた噴射期間が確保された状態を想定した理論上得られるべき熱発生率波形をいう。   The “ideal heat generation rate waveform” here refers to the injection amount (sum of the fuel injection amount and the fuel additive injection amount) according to the command injection amount, the injection pressure according to the command injection pressure, and the command It refers to a heat release rate waveform that should be theoretically obtained assuming a state in which an injection period corresponding to the injection period is secured.

また、ここでいう「燃料添加剤に応じて」とは、「燃料添加剤の種類や、燃料添加剤の混入率等といった、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の波形構成要素（反応の開始時期や反応速度）に影響を及ぼす燃料添加剤に係わるパラメータに応じて」を意味するものである。   The term “according to the fuel additive” as used herein means “the waveform components of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel, such as the type of fuel additive and the mixing rate of the fuel additive, etc. It means "depending on parameters related to the fuel additive that affects the timing and reaction rate".

一般に燃料添加剤の反応開始温度は、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始温度よりも高いため、燃料と共に燃料添加剤が気筒内に噴射された場合、気筒内の温度（燃焼場のガス温度）が燃料添加剤の反応開始温度に到達するまでは、この燃料添加剤は、燃料の反応を阻害する物質として作用する。そして、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として燃料添加剤は作用する。このため、燃料添加剤の影響によって、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低下したり反応開始時期が遅延したりする。このことを考慮し、気筒内での燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形を作成するに際し、その反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を、燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤に応じて規定することで、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。このため、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。   In general, the reaction start temperature of the fuel additive is higher than the reaction start temperature of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel. Therefore, when the fuel additive is injected into the cylinder together with the fuel, the temperature in the cylinder (in the combustion field) Until the gas temperature reaches the reaction start temperature of the fuel additive, the fuel additive acts as a substance that inhibits the reaction of the fuel. The fuel additive acts as a substance that reduces the soot ratio between the fuel and oxygen for the high-temperature oxidation reaction caused by the premixed combustion of the fuel. For this reason, due to the influence of the fuel additive, the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel is reduced or the reaction start time is delayed. Taking this into consideration, when creating an ideal heat release rate waveform of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion of fuel in the cylinder, at least one of the reaction start time and reaction speed is injected into the cylinder together with the fuel. It becomes possible to create an appropriate ideal heat generation rate waveform by defining according to the added fuel additive. For this reason, it becomes possible to obtain high reliability in the created ideal heat generation rate waveform.

また、気筒内の温度が、燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の反応開始温度以上の温度まで上昇している場合には、燃料添加剤にあっても高温酸化反応が開始している可能性が高く、燃料の反応を阻害する物質としての機能は低下することになる。つまり、燃料の拡散燃焼による高温酸化反応に対しての燃料添加剤の影響度合いは低くなっている。   In addition, when the temperature in the cylinder has risen to a temperature equal to or higher than the reaction start temperature of the high temperature oxidation reaction due to the diffusion combustion of fuel, there is a possibility that the high temperature oxidation reaction has started even in the fuel additive. The function as a substance that hinders the reaction of fuel is high. That is, the degree of influence of the fuel additive on the high temperature oxidation reaction due to the diffusion combustion of the fuel is low.

このように、特に燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しての燃料添加剤の影響度合いが高くなっているため、本解決手段にあっては、この燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を燃料添加剤に応じて規定するようにしている。これにより適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。   As described above, the influence of the fuel additive on the high-temperature oxidation reaction caused by the premixed combustion of the fuel is particularly high. At least one of the start time and the reaction rate is defined according to the fuel additive. This makes it possible to create a proper ideal heat generation rate waveform.

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。   The “creation of the ideal heat generation rate waveform” in the present invention is not limited to the one that actually draws the ideal heat generation rate waveform. It is a concept that includes a state in which the heat generation amount for each unit rotation angle is defined.

前記燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度に対する燃料添加剤の影響として具体的には、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成としている。   Specifically, as the influence of the fuel additive on the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel, the higher the fuel additive mixing rate of the fuel additive injected into the cylinder together with the fuel, the higher the fuel The shape of the ideal heat release rate waveform is defined so that the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction by the mixed combustion becomes low.

これは、気筒内の温度場が燃料添加剤の反応開始温度に達するまでは、この燃料添加剤が、燃料の酸化反応を阻害する物質（酸化に対する障害物；反応阻害物質）として作用することに起因する。つまり、燃料が予混合燃焼による高温酸化反応を行う際に、燃料添加剤が、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として作用し、これにより、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低下することになる。そして、この燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は、燃料添加剤混入率が高くなるほど低下することになる。   This is because, until the temperature field in the cylinder reaches the reaction start temperature of the fuel additive, the fuel additive acts as a substance that inhibits the oxidation reaction of the fuel (an obstacle to oxidation; a reaction inhibitor). to cause. In other words, when the fuel undergoes a high temperature oxidation reaction by premixed combustion, the fuel additive acts as a substance that lowers the ratio of fuel and oxygen, thereby causing a reaction of the high temperature oxidation reaction by premixed combustion of the fuel. The speed will decrease. The reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel decreases as the fuel additive mixing rate increases.

１サイクル中に、気筒内に向けて複数回に亘って燃料噴射が実行される場合に、前記燃料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開始時期に対する燃料添加剤の影響として具体的には、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、第１回目の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなり、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となると共にその反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規定する構成としている。   When fuel injection is executed a plurality of times toward the cylinder during one cycle, the influence of the fuel additive on the reaction rate and the reaction start timing of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel The higher the fuel additive mixing rate of the fuel additive injected into the cylinder together with the fuel, the lower the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected in the first fuel injection. The shape of the ideal heat release rate waveform is specified so that the start timing of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion of fuel injected in the second and subsequent fuel injections is retarded and the reaction rate of the reaction is low It is configured to do.

第１回目の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度、および、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなる理由は、前述した如く、燃料添加剤が、燃料の酸化反応を阻害する物質として作用するためである。一方、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となる理由は、燃料に燃料添加剤が添加されていることに起因して、第１回目の噴射燃料量（予熱のための噴射燃料量；有効燃料量）が減少し、燃焼場の予熱量が少なくなって、気筒内の温度が第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始温度に達するまでの時間が長くなるためである。   The reaction rate of the high temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected in the first fuel injection and the reaction rate of the high temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected in the second and subsequent fuel injections are low. This is because the fuel additive acts as a substance that inhibits the oxidation reaction of the fuel as described above. On the other hand, the reason that the start timing of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected in the second and subsequent fuel injections is retarded is that the fuel additive is added to the fuel. The first injected fuel amount (injected fuel amount for preheating; effective fuel amount) decreases, the preheat amount in the combustion field decreases, and the temperature in the cylinder becomes premixed combustion of the injected fuel after the second time. This is because it takes a long time to reach the start temperature of the high-temperature oxidation reaction due to.

このように、第１回目の噴射における燃料の反応の波形構成要素に対する燃料添加剤の影響と、第２回目以降の噴射における燃料の反応の波形構成要素に対する燃料添加剤の影響とを個別に扱って理想熱発生率波形の形状を規定することにより、１サイクル中に複数回に亘って燃料噴射が実行される場合においても、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。   In this way, the influence of the fuel additive on the fuel reaction waveform component in the first injection and the influence of the fuel additive on the fuel reaction waveform component in the second and subsequent injections are individually treated. By defining the shape of the ideal heat generation rate waveform, it is possible to create an appropriate ideal heat generation rate waveform even when fuel injection is performed a plurality of times during one cycle.

気筒内の温度が燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上となった場合における理想熱発生率波形の形状の規定手法として具体的には以下のものが挙げられる。まず、燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度が、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっている。そして、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上となった時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応が開始する波形となるように理想熱発生率波形の形状を規定する。   Specific examples of the method for defining the shape of the ideal heat release rate waveform when the temperature in the cylinder is equal to or higher than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive include the following. First, the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive is equal to or higher than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel. When the injection from the fuel injection valve is performed in a state where the temperature in the cylinder is lower than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive, the temperature in the cylinder is changed to the high temperature oxidation reaction of the fuel additive. The shape of the ideal heat generation rate waveform is defined so that the waveform at which the high-temperature oxidation reaction of the fuel additive remaining in the cylinder starts when the temperature becomes equal to or higher than the start temperature of the above.

また、気筒内の温度が燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態、および、気筒内の温度が燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上である状態の両方で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合における理想熱発生率波形の形状の規定手法として具体的には以下のものが挙げられる。まず、燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度が、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっている。そして、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態、および、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上である状態の両方で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度に達した時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応と、この時点で前記燃料噴射弁から噴射されている燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応とが行われる波形となるように理想熱発生率波形の形状を規定する。   Further, the fuel injection valve in both the state where the temperature in the cylinder is lower than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive and the state where the temperature in the cylinder is equal to or higher than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive. Specific examples of the method for defining the shape of the ideal heat generation rate waveform when the injection is performed are as follows. First, the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive is equal to or higher than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel. The fuel in both the state where the temperature in the cylinder is lower than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive and the state where the temperature in the cylinder is equal to or higher than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive. When injection from the injection valve is performed, when the temperature in the cylinder reaches the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive, the high temperature oxidation reaction of the fuel additive remaining in the cylinder, At this time, the shape of the ideal heat release rate waveform is defined so as to obtain a waveform in which the fuel injected from the fuel injection valve and the high-temperature oxidation reaction of each fuel additive are performed.

これらの特定事項により、燃料の高温酸化反応の開始温度と、燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度とに差があることを反映した理想熱発生率波形を作成することが可能になり、理想熱発生率波形の適正化を図ることができる。   These specific items make it possible to create an ideal heat release rate waveform that reflects the difference between the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel and the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive. The heat generation rate waveform can be optimized.

また、前記理想熱発生率波形の作成手順としては、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フィルタ処理によって円滑化することで作成される。   In addition, the ideal heat release rate waveform is created by using an ideal triangle consisting of a starting point of each reaction of the fuel, a reaction rate as a slope, a reaction amount as an area, and a reaction period as a base length. It is created by creating a heat release rate waveform model and smoothing the ideal heat release rate waveform model of each reaction by filtering.

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。   By creating a heat release rate waveform model that approximates a triangle in this way and creating an ideal heat release rate waveform using this heat release rate waveform model, the calculation process for the creation is simplified. It is possible to reduce the load on the calculation means such as the ECU.

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。つまり、前記理想熱発生率波形と、気筒内で実際に燃料および燃料添加剤が反応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。   Specific examples of the apparatus for diagnosing the combustion state using the ideal heat generation rate waveform obtained by the above-described heat generation rate waveform generating apparatus for an internal combustion engine include the following configuration. That is, the ideal heat generation rate waveform is compared with the actual heat generation rate waveform when the fuel and the fuel additive actually react in the cylinder, and the difference between the actual heat generation rate waveform and the ideal heat generation rate waveform is determined. When the amount is more than the fixed amount, it is configured to diagnose that an abnormality has occurred in the fuel reaction.

ここでいう「反応の異常」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。   The “reaction abnormality” herein is not limited to a reaction abnormality (such as equipment failure) that hinders the operation of the internal combustion engine, but can correct (or learn) the control parameters of the internal combustion engine (for example, This includes the case where there is a deviation in the heat generation rate waveform to such an extent that correction can be made to keep exhaust emission and combustion noise within the limits of regulation.

この特定事項により、燃料等の反応（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。   If the actual heat generation rate waveform deviates from the ideal heat generation rate waveform by a predetermined amount or more in the reaction of fuel, etc. (reaction form), diagnose that the reaction is abnormal. become. For example, when diagnosis is performed for each of a plurality of reactions, the characteristics (reaction start temperature, reaction rate, etc.) of each fuel reaction are different from each other. By comparing the characteristics of the actual heat release rate waveform (measured), it is possible to identify the reaction in which an abnormality has occurred with high accuracy. For this reason, improvement of diagnostic accuracy can be aimed at. Then, by taking improvement measures (for example, correction of control parameters of the internal combustion engine) for the reaction form diagnosed as abnormal, a control parameter suitable for the reaction form diagnosed as abnormal is selected, The control parameter can be corrected. For this reason, the controllability of the internal combustion engine can be greatly improved.

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。つまり、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。   Specific operations when it is diagnosed that an abnormality has occurred in the reaction include the following. That is, when there is a reaction in which the deviation of the actual heat generation rate waveform with respect to the ideal heat generation rate waveform is equal to or greater than a predetermined abnormality determination deviation amount, and when it is diagnosed that the reaction is abnormal, When the deviation of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform is equal to or less than a predetermined correctable deviation amount, the control parameter of the internal combustion engine is corrected so that the deviation is less than the abnormality determination deviation amount. On the other hand, when the deviation of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform exceeds the correctable deviation amount, the internal combustion engine is diagnosed as having a failure.

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。   In this way, when it is diagnosed that an abnormality has occurred in the reaction, whether or not the abnormality can be resolved is determined based on the deviation amount of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform. I am doing so. For this reason, it is possible to accurately discriminate between a state in which a normal reaction state is obtained by correcting the control parameter and a state in which maintenance such as component replacement is required.

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、気筒内温度、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、これら気筒内温度、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。   In addition, as the control parameter when the control parameter of the internal combustion engine is corrected so that the deviation is less than the abnormality determination deviation amount, an oxygen amount and a fuel amount in the cylinder are exemplified. The amount of oxygen in the cylinder is determined by the oxygen density and can be adjusted by the EGR rate, the intake air supercharging rate, and the like. The amount of fuel in the cylinder is determined by the fuel density and can be adjusted by the fuel injection timing, the fuel injection pressure, and the fuel injection amount. On the other hand, an example of diagnosing that a failure has occurred in the internal combustion engine is a case where the deviation of the actual heat generation rate waveform exceeds the correctable deviation amount. In this case, the control parameter of the internal combustion engine Since the correction amount exceeds a predetermined guard value, it is possible to diagnose that a failure has occurred in the internal combustion engine. Specifically, when a lower limit value is set in advance for each of the in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density, and any of these in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density is lower than the lower limit value, If the correction amount of the control parameter of the internal combustion engine exceeds a predetermined guard value, it is diagnosed that a failure has occurred in the internal combustion engine.

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。   Specifically, the usage state of the combustion state diagnosis device for the internal combustion engine includes mounting on a vehicle or mounting on an experimental device.

本発明では、燃料に添加されている燃料添加剤に応じて理想熱発生率波形の形状を規定することにより、理想熱発生率波形に高い信頼性を得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。   In the present invention, it is possible to obtain high reliability in the ideal heat generation rate waveform by defining the shape of the ideal heat generation rate waveform in accordance with the fuel additive added to the fuel. Further, when the abnormality diagnosis of the combustion state is performed using the ideal heat generation rate waveform, the diagnosis accuracy can be improved.

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。It is a figure which shows schematic structure of the diesel engine which concerns on embodiment, and its control system. 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。It is sectional drawing which shows the combustion chamber of a diesel engine, and its peripheral part. ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。It is a block diagram which shows the structure of control systems, such as ECU. 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。It is a schematic diagram of the intake / exhaust system and the combustion chamber for explaining the outline of the combustion mode in the combustion chamber. 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。It is sectional drawing which shows a combustion chamber at the time of main injection execution, and its peripheral part. メイン噴射実行時における燃焼室の平面図である。It is a top view of a combustion chamber at the time of main injection execution. 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。FIG. 6 is a waveform diagram showing an example of a relationship between a fuel injection rate (fuel injection amount per unit rotation angle of crankshaft) waveform and a heat generation rate (heat generation amount per unit rotation angle of crankshaft) waveform. 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。It is a flowchart figure which shows the procedure of a combustion state diagnosis and control parameter correction | amendment. 回転速度補正係数マップの一例を示す図である。It is a figure which shows an example of a rotational speed correction coefficient map. 燃料添加剤混入率をパラメータとする勾配補正係数マップの一例を示す図である。It is a figure which shows an example of the gradient correction coefficient map which uses a fuel additive mixing rate as a parameter. 燃料添加剤混入率をパラメータとする補正遅角量マップの一例を示す図である。It is a figure which shows an example of the correction | amendment retardation amount map which uses a fuel additive mixing rate as a parameter. 理想熱発生率波形モデルを示し、図１２（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１２（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。12A shows an ideal heat generation rate waveform model, FIG. 12A shows a case where the ideal heat generation rate waveform model is an isosceles triangle, and FIG. 12B shows a case where the ideal heat generation rate waveform model is an unequal triangle. FIG. 図１３（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１３（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。FIG. 13 (a) shows the relationship between the elapsed time and the amount of fuel supplied into the cylinder when fuel is injected from the injector, and FIG. 13 (b) shows the reaction of the fuel injected in each injection period. It is a figure which shows quantity. 単発噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された燃料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。It is a figure which shows an example of the ideal heat release rate waveform model in each reaction form of the fuel created in consideration of the fuel additive when single injection is performed. 図１４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燃料の反応による熱発生率波形（実線）、および、燃料添加剤の反応による熱発生率波形（破線）をそれぞれ示す図である。The heat generation rate waveform (solid line) generated by the reaction of the fuel created by synthesizing each waveform obtained by smoothing the ideal heat generation rate waveform model of FIG. 14 by the filter processing, and the heat generated by the reaction of the fuel additive It is a figure which respectively shows an incidence rate waveform (broken line). 比較例として、単発噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮せずに作成された各反応形態における熱発生率波形モデルの一例を示す図である。As a comparative example, when single injection is performed, it is a figure which shows an example of the heat release rate waveform model in each reaction form produced without considering a fuel additive. 図１６の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熱発生率波形を示す図である。It is a figure which shows the heat release rate waveform produced by synthesize | combining each waveform obtained by smoothing the heat release rate waveform model of FIG. 16 by a filter process. 燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための図である。It is a figure for comparing the ideal heat release rate waveform (solid line) created in consideration of the fuel additive and the heat release rate waveform (broken line) created without taking the fuel additive into consideration. ２回の噴射が行われた場合における燃料噴射率波形、燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル、並びに、各高温酸化反応の熱発生率波形を合成することにより得られた理想熱発生率波形を示す図である。It is obtained by synthesizing the fuel injection rate waveform when two injections are performed, the ideal heat generation rate waveform model of the high temperature oxidation reaction of each of the fuel and the fuel additive, and the heat generation rate waveform of each high temperature oxidation reaction. It is a figure which shows the obtained ideal heat release rate waveform. 単発噴射が行われた場合の理想熱発生率波形（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。It is a figure which shows an example of the ideal heat release rate waveform (solid line) and the actual heat release rate waveform (a broken line and a dashed-dotted line) at the time of single injection being performed. ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第１の例を示す図である。When three injections are performed, an ideal heat release rate waveform (solid line) created taking into account the fuel additive, and a heat release rate waveform (broken line) created without taking into account the fuel additive It is a figure which shows the 1st example for comparing these. ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第２の例を示す図である。When three injections are performed, an ideal heat release rate waveform (solid line) created taking into account the fuel additive, and a heat release rate waveform (broken line) created without taking into account the fuel additive It is a figure which shows the 2nd example for comparing these. ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第３の例を示す図である。When three injections are performed, an ideal heat release rate waveform (solid line) created taking into account the fuel additive, and a heat release rate waveform (broken line) created without taking into account the fuel additive It is a figure which shows the 3rd example for comparing these. ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第４の例を示す図である。When three injections are performed, an ideal heat release rate waveform (solid line) created taking into account the fuel additive, and a heat release rate waveform (broken line) created without taking into account the fuel additive It is a figure which shows the 4th example for comparing these. ３回の噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための第５の例を示す図である。When three injections are performed, an ideal heat release rate waveform (solid line) created taking into account the fuel additive, and a heat release rate waveform (broken line) created without taking into account the fuel additive It is a figure which shows the 5th example for comparing these.

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。   Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. In the present embodiment, a case where the combustion state diagnosis device according to the present invention is mounted on a common rail in-cylinder direct injection multi-cylinder (for example, in-line 4-cylinder) diesel engine (compression self-ignition internal combustion engine) mounted on an automobile. explain.

−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１」という）およびその制御系統の概略構成図である。 -Engine configuration-
FIG. 1 is a schematic configuration diagram of a diesel engine 1 (hereinafter simply referred to as “engine 1”) and its control system according to the present embodiment.

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。   As shown in FIG. 1, the engine 1 according to the present embodiment is configured as a diesel engine system having a fuel supply system 2, a combustion chamber 3, an intake system 6, an exhaust system 7 and the like as main parts.

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。   The fuel supply system 2 includes a supply pump 21, a common rail 22, an injector (fuel injection valve) 23, an engine fuel passage 27, and the like.

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。   The supply pump 21 increases the pressure of the fuel pumped from the fuel tank and then supplies the fuel to the common rail 22 via the engine fuel passage 27. The common rail 22 has a function as a pressure accumulation chamber that holds (accumulates) high pressure fuel at a predetermined pressure, and distributes the accumulated fuel to the injectors 23, 23,. The injector 23 is a piezo injector provided with a piezoelectric element (piezo element) inside.

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。   The intake system 6 includes an intake manifold 63 connected to an intake port 15 a formed in the cylinder head 15 (see FIG. 2), and an intake pipe 64 is connected to the intake manifold 63. The intake system 6 is provided with an air cleaner 65, an air flow meter 43, and an intake throttle valve (diesel throttle) 62 in order from the upstream side.

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。   The exhaust system 7 includes an exhaust manifold 72 connected to an exhaust port 71 formed in the cylinder head 15, and an exhaust pipe 73 is connected to the exhaust manifold 72. The exhaust system 7 is provided with an exhaust purification unit 77. The exhaust purification unit 77 is provided with an NSR (NOx Storage Reduction) catalyst 75 and a DPF (Diesel Particle Filter) 76 as NOx occlusion reduction type catalysts.

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。   As shown in FIG. 2, the cylinder block 11 is formed with a cylinder bore 12 for each cylinder (four cylinders), and a piston 13 is accommodated in each cylinder bore 12 so as to be slidable in the vertical direction. .

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。   The combustion chamber 3 is formed above the top surface 13 a of the piston 13. That is, the combustion chamber 3 is defined by the lower surface of the cylinder head 15 attached to the upper portion of the cylinder block 11, the inner wall surface of the cylinder bore 12, and the top surface 13 a of the piston 13. A cavity (concave portion) 13 b is formed in a substantially central portion of the top surface 13 a of the piston 13, and this cavity 13 b also constitutes a part of the combustion chamber 3.

このキャビティ１３ｂの形状としては、その中央部分（シリンダ中心線Ｐ上）では凹陥寸法が小さく、外周側に向かうに従って凹陥寸法が大きくなっている。   As the shape of the cavity 13b, the concave dimension is small in the central portion (on the cylinder center line P), and the concave dimension is increased toward the outer peripheral side.

前記ピストン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。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。   The piston 13 is connected to a crankshaft that is an engine output shaft by a connecting rod 18. Further, a glow plug 19 is disposed toward the combustion chamber 3.

前記シリンダヘッド１５には、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６および排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７が配設されている。   The cylinder head 15 is provided with an intake valve 16 for opening and closing an intake port 15a and an exhaust valve 17 for opening and closing an exhaust port 71.

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。   Further, as shown in FIG. 1, the engine 1 is provided with a supercharger (turbocharger) 5. The turbocharger 5 includes a turbine wheel 52 and a compressor wheel 53 that are connected via a turbine shaft 51. The turbocharger 5 in the present embodiment is a variable nozzle type turbocharger, and a variable nozzle vane mechanism (not shown) is provided on the turbine wheel 52 side.

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。   The intake pipe 64 is provided with an intercooler 61 for forcibly cooling the intake air whose temperature has been raised by supercharging in the turbocharger 5.

また、エンジン１には、排気の一部を吸気系６に適宜還流させる排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。また、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。   Further, the engine 1 is provided with an exhaust gas recirculation passage (EGR passage) 8 for appropriately returning a part of the exhaust gas to the intake system 6. The EGR passage 8 is provided with an EGR valve 81 and an EGR cooler 82.

−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、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。各センサの機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。 -ECU-
The ECU 100 includes a microcomputer including a CPU, a ROM, a RAM, and the like (not shown) and an input / output circuit. As shown in FIG. 3, the input circuit of the ECU 100 includes a crank position sensor 40, a rail pressure sensor 41, a throttle opening sensor 42, an air flow meter 43, A / F sensors 44a and 44b, exhaust temperature sensors 45a and 45b, a water temperature. A sensor 46, an accelerator opening sensor 47, an intake pressure sensor 48, an intake air temperature sensor 49, an in-cylinder pressure sensor 4A, an outside air temperature sensor 4B, an outside air pressure sensor 4C, and the like are connected. Since the function of each sensor is well known, description thereof is omitted here.

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。   On the other hand, the output circuit of the ECU 100 is connected to the supply pump 21, the injector 23, the intake throttle valve 62, the EGR valve 81, the variable nozzle vane mechanism 54 of the turbocharger 5, and the like.

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。   Then, the ECU 100 executes various controls of the engine 1 based on outputs from the various sensors described above, calculated values obtained by arithmetic expressions using the output values, or various maps stored in the ROM. .

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。   For example, the ECU 100 executes pilot injection (sub-injection) and main injection (main injection) as fuel injection control of the injector 23. Since the functions of the pilot injection and the main injection are well known, description thereof is omitted here.

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、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。   The fuel injection pressure when executing the fuel injection is determined by the internal pressure of the common rail 22. As the common rail internal pressure, generally, the target value of the fuel pressure supplied from the common rail 22 to the injector 23, that is, the target rail pressure, increases as the engine load (engine load) increases and the engine speed (engine speed) increases. It will be expensive.

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。   In addition to the pilot injection and main injection described above, after injection and post injection are performed as necessary. Since the function of these injections is also well-known, explanation here is omitted.

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。   Further, the ECU 100 controls the opening degree of the EGR valve 81 according to the operating state of the engine 1 to adjust the exhaust gas recirculation amount (EGR amount) toward the intake manifold 63.

−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。 -Outline of combustion mode-
Next, the outline of the combustion mode in the combustion chamber 3 in the engine 1 according to the present embodiment will be described.

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。   As shown in FIG. 4, the gas sucked into the cylinder includes fresh air sucked from the intake pipe 64 and EGR gas sucked from the EGR passage 8.

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）。   The fresh air and EGR gas sucked into the cylinder in this way are sucked into the cylinder as the piston 13 (not shown in FIG. 4) is lowered through the intake valve 16 which is opened in the intake stroke. It becomes in-cylinder gas. This in-cylinder gas is sealed in the cylinder (inside the combustion chamber 3) by closing the intake valve 16 when the valve is closed according to the operating state of the engine 1 (in-cylinder gas confinement state). In the subsequent compression stroke, the piston 13 is compressed as it rises. When the piston 13 reaches the vicinity of the compression top dead center, the injector 23 is opened for a predetermined time by the injection amount control by the ECU 100 described above, so that fuel is directly injected into the combustion chamber 3 (pilot injection or main injection). Run).

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。   FIG. 5 is a cross-sectional view showing the combustion chamber 3 and its periphery when the main injection is performed, and FIG. 6 is a plan view of the combustion chamber 3 when the fuel is injected (a view showing the upper surface of the piston 13).

そして、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。また、各噴孔からの燃料噴射（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時点で行われるため、図５に示すように、各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は前記キャビティ１３ｂ内で拡散していくことになる。   The fuel sprays A, A,... Injected from the injection holes of the injector 23 diffuse in a substantially conical shape. Further, since the fuel injection from each nozzle hole (the main injection) is performed when the piston 13 reaches the vicinity of the compression top dead center, as shown in FIG. 5, the sprays A, A,. It diffuses in the cavity 13b.

このように、インジェクタ２３に形成されている各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、時間の経過に伴って筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって気筒内においてそれぞれ円錐状に拡散していき、自己着火によって燃焼する。つまり、この各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、それぞれ筒内ガスと共に略円錐状の燃焼場を形成し、その燃焼場（本実施形態では８箇所の燃焼場）でそれぞれ燃焼が開始されることになる。   As described above, the fuel sprays A, A,... Injected from the injection holes formed in the injector 23 are mixed with the in-cylinder gas with the passage of time and become air-fuel mixtures in the cylinders. It diffuses in a conical shape and burns by self-ignition. That is, each of the fuel sprays A, A,... Forms a substantially conical combustion field together with the in-cylinder gas, and combustion is started in each of the combustion fields (eight combustion fields in this embodiment). It will be.

そして、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。   The energy generated by this combustion is kinetic energy for pushing down the piston 13 toward the bottom dead center (energy serving as engine output), thermal energy for raising the temperature in the combustion chamber 3, cylinder block 11 and cylinder head 15 It becomes the heat energy radiated to the outside (for example, cooling water) through.

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へ排出されて排気ガスとなる。   The in-cylinder gas after combustion is discharged to the exhaust port 71 and the exhaust manifold 72 as the piston 13 rises through the exhaust valve 17 that opens in the exhaust stroke, and becomes exhaust gas.

−燃料の各反応形態−
エンジン１の気筒内（燃焼室３内）に噴射された燃料の各反応形態（燃焼形態）としては、図７（燃料噴射率波形と熱発生率波形との関係の一例を示す波形図）に示すように、気化反応、低温酸化反応、熱分解反応、高温酸化反応に分離することができる。また、高温酸化反応は、予混合燃焼による高温酸化反応と拡散燃焼による高温酸化反応とに更に分離することができる。これら反応形態は、気筒内のガス温度の上昇に伴って、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の順で発生する。なお、図７は、１回の燃料噴射（単発噴射）が行われた場合の各反応形態における熱発生率波形を示している。各反応形態の詳細については後述する。 -Each reaction mode of fuel-
As each reaction form (combustion form) of the fuel injected into the cylinder (in the combustion chamber 3) of the engine 1, FIG. 7 (waveform diagram showing an example of the relationship between the fuel injection rate waveform and the heat release rate waveform). As shown, it can be separated into a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, and a high temperature oxidation reaction. The high temperature oxidation reaction can be further separated into a high temperature oxidation reaction by premixed combustion and a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion. These reaction modes occur in the order of a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, a high temperature oxidation reaction by premixed combustion, and a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion as the gas temperature in the cylinder rises. FIG. 7 shows a heat release rate waveform in each reaction mode when one fuel injection (single injection) is performed. Details of each reaction mode will be described later.

−燃料添加剤−
本実施形態に係るエンジン１で使用される燃料には、そのセタン価を低下させることを目的として燃料添加剤が添加されている。周知の如く、この燃料添加剤の添加による燃料のセタン価の低下により、燃料の燃焼の安定化、排気エミッションの改善、冬季における燃料凍結の防止などを図ることができる。 -Fuel additive-
A fuel additive is added to the fuel used in the engine 1 according to the present embodiment for the purpose of reducing its cetane number. As is well known, by reducing the cetane number of the fuel by adding this fuel additive, it is possible to stabilize the combustion of the fuel, improve the exhaust emission, prevent the fuel from freezing in the winter season, and the like.

代表的な燃料添加剤としては、脂肪族ニトロ化合物、脂肪族硝酸エステル化合物、含窒素・酸素化合物、含窒素化合物、含酸素化合物等が挙げられる。燃料添加剤としてはこれらに限定されることなく、適宜選定される。また、燃料添加剤は、その種類に応じて予め規定された燃料添加剤混入率（燃料と燃料添加剤との総量に対する燃料添加剤の混入量の比率）で燃料タンク内に混入されている。このため、インジェクタ２３からの燃料噴射時には、燃料と共に、前記燃料添加剤混入率に応じた量の燃料添加剤が気筒内に噴射されることになる。   Representative fuel additives include aliphatic nitro compounds, aliphatic nitrate compounds, nitrogen-containing / oxygen compounds, nitrogen-containing compounds, oxygen-containing compounds, and the like. The fuel additive is appropriately selected without being limited thereto. Further, the fuel additive is mixed in the fuel tank at a fuel additive mixing rate (a ratio of the mixing amount of the fuel additive to the total amount of the fuel and the fuel additive) defined in advance according to the type. For this reason, at the time of fuel injection from the injector 23, an amount of fuel additive corresponding to the fuel additive mixing rate is injected into the cylinder together with the fuel.

燃料添加剤が燃料に添加されている場合、この燃料添加剤が、燃料の反応開始時期、反応速度、反応量といった波形構成要素に影響を及ぼす。このため、後述する理想熱発生率波形を作成する際には、波形構成要素に対する燃料添加剤の影響度合いを考慮する必要がある。   When the fuel additive is added to the fuel, the fuel additive affects the waveform components such as the reaction start timing, the reaction rate, and the reaction amount of the fuel. For this reason, when creating an ideal heat generation rate waveform described later, it is necessary to consider the degree of influence of the fuel additive on the waveform components.

なお、前記燃料の反応開始時期、反応速度、反応量は、気筒内における酸素密度および二酸化炭素密度等の影響も受けるが、ここでは理解を容易にするために、言い換えると、波形構成要素に対する燃料添加剤の影響度合いを明確にするために、酸素密度および二酸化炭素密度それぞれが所定の基準範囲内にあるものとして説明する。つまり、酸素密度および二酸化炭素密度の影響によって反応開始時期が遅角側に移行したり（基準とする反応開始時期から遅角側に移行したり）、反応速度が低下したり（基準とする反応速度から低下したり）することのないものとして説明する。   Note that the reaction start timing, reaction rate, and reaction amount of the fuel are also affected by the oxygen density and carbon dioxide density in the cylinder. Here, in order to facilitate understanding, in other words, the fuel for the waveform component In order to clarify the influence degree of the additive, description will be made assuming that each of the oxygen density and the carbon dioxide density is within a predetermined reference range. In other words, the reaction start time shifts to the retarded side due to the influence of oxygen density and carbon dioxide density (shifts from the reference reaction start time to the retarded side), or the reaction rate decreases (reference reaction) It is assumed that it does not drop from the speed).

燃料添加剤の反応開始温度（沸点）は、燃料（軽油）の前記拡散燃焼による高温酸化反応温度（例えば１０００Ｋ程度）よりも高くなっており、例えば１２００Ｋ程度である。このため、燃料添加剤の反応開始温度よりも低い燃焼場に燃料噴射が行われた場合には、この燃焼場では、その温度上昇に従い、燃料の高温酸化反応が開始された後、その燃焼場の温度が燃料添加剤の反応開始温度に達した時点から燃料添加剤の反応（高温酸化反応）が開始されることになる。つまり、気筒内に残存している燃料添加剤が高温酸化反応を開始する。従って、この場合の燃料添加剤の反応としては予混合燃焼による高温酸化反応となる。   The reaction start temperature (boiling point) of the fuel additive is higher than the high temperature oxidation reaction temperature (for example, about 1000 K) by the diffusion combustion of the fuel (light oil), for example, about 1200 K. For this reason, when fuel injection is performed in a combustion field lower than the reaction start temperature of the fuel additive, in this combustion field, after the high temperature oxidation reaction of the fuel starts according to the temperature rise, The reaction of the fuel additive (high temperature oxidation reaction) is started when the temperature of the fuel reaches the reaction start temperature of the fuel additive. That is, the fuel additive remaining in the cylinder starts a high temperature oxidation reaction. Therefore, the reaction of the fuel additive in this case is a high temperature oxidation reaction by premixed combustion.

一方、燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の開始温度（前記反応開始温度よりも更に高い温度であって例えば１４００Ｋ）よりも高い燃焼場に燃料が噴射された場合には、その燃料中に含まれる燃料添加剤は、噴射後直ちに拡散燃焼による高温酸化反応を開始する。この場合、燃焼場の温度は既に燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の開始温度よりも高くなっているので、燃料添加剤と同時に噴射された燃料も、噴射後直ちに拡散燃焼による高温酸化反応を開始することになる。   On the other hand, when fuel is injected into a combustion field higher than the starting temperature of the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion of the fuel additive (a temperature higher than the reaction starting temperature, for example, 1400 K), The contained fuel additive starts a high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion immediately after injection. In this case, since the temperature of the combustion field is already higher than the start temperature of the high temperature oxidation reaction due to the diffusion combustion of the fuel, the fuel injected simultaneously with the fuel additive also starts the high temperature oxidation reaction due to the diffusion combustion immediately after the injection. Will do.

燃料に燃料添加剤が混入されている場合、インジェクタ２３から噴射された燃料中に前記燃料添加剤混入率に応じた量の燃料添加剤が含まれることになる。この燃料添加剤の混入量（以下、「燃料添加剤混入量」という）や実際の燃料量（以下、「有効燃料量」という）は熱発生率に大きく影響するため、理想熱発生率波形を適切に規定するためには、これら燃料添加剤混入量および有効燃料量を求めておく必要がある。これらは、以下の式（１）および式（２）によって算出が可能である。   When the fuel additive is mixed in the fuel, the fuel injected from the injector 23 contains an amount of the fuel additive corresponding to the fuel additive mixing rate. The amount of fuel additive mixed (hereinafter referred to as “fuel additive mixed amount”) and the actual fuel amount (hereinafter referred to as “effective fuel amount”) greatly affect the heat generation rate. In order to define appropriately, it is necessary to obtain | require these fuel additive mixing amounts and effective fuel amounts. These can be calculated by the following formulas (1) and (2).

燃料添加剤混入量＝実行噴射量×燃料添加剤混入率 …（１）
有効燃料量＝実行噴射量−燃料添加剤混入量 …（２）
ここで、実行噴射量は、インジェクタ２３から噴射された燃料および燃料添加剤の総量であって、レール圧センサ４１によって検出された噴射圧力およびインジェクタ２３の開弁期間（指令噴射期間）から算出できる。燃料添加剤混入率は、前述した如く、燃料タンク内に貯留されている燃料と燃料添加剤との総量に対する燃料添加剤の混入量の比率であって、燃料添加剤の種類等に応じて予め規定されている。 Fuel additive mixing amount = effective injection amount × fuel additive mixing rate (1)
Effective fuel amount = Effective injection amount-Fuel additive mixture amount (2)
Here, the effective injection amount is the total amount of fuel and fuel additive injected from the injector 23, and can be calculated from the injection pressure detected by the rail pressure sensor 41 and the valve opening period (command injection period) of the injector 23. . As described above, the fuel additive mixing rate is the ratio of the amount of fuel additive mixed to the total amount of fuel and fuel additive stored in the fuel tank, and is previously determined according to the type of fuel additive. It is prescribed.

なお、前記燃料添加剤混入量を求めるに当たっては、前記式（１）を利用する以外に、公知のセタン価センサによって検出されたセタン価から燃料添加剤混入量を算出するようにしたり、特開２０１１−４３０７９号公報に開示されているセタン価判定手法によって求められたセタン価から燃料添加剤混入量を算出するようにしてもよい。   In obtaining the fuel additive mixture amount, in addition to using the equation (1), the fuel additive mixture amount may be calculated from the cetane number detected by a known cetane number sensor. You may make it calculate the fuel additive mixing amount from the cetane number calculated | required by the cetane number determination method currently disclosed by 2011-43079 gazette.

前述した如く、燃料に燃料添加剤が添加されることにより、燃料のセタン価は低下する。これは、燃料添加剤の反応開始温度が一般的には１２００Ｋ程度の高温であることに起因する。そして、この燃料添加剤は、気筒内の温度場がその反応開始温度に達するまでは、燃料の酸化反応を阻害する物質（酸化に対する障害物；反応阻害物質）として作用する。これは、燃料が反応を行う際（特に、予混合燃焼による高温酸化反応を行う際）に、燃料添加剤が、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として作用するためである。このため、この燃料添加剤の影響によって、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低下することになる。そして、燃料添加剤混入率が高くなるほど、燃料添加剤が前記反応阻害物質として作用する影響が大きくなるため、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低下することになる。   As described above, the cetane number of the fuel is lowered by adding the fuel additive to the fuel. This is because the reaction start temperature of the fuel additive is generally a high temperature of about 1200K. The fuel additive acts as a substance that inhibits the oxidation reaction of the fuel (an obstacle to oxidation; a reaction inhibiting substance) until the temperature field in the cylinder reaches the reaction start temperature. This is because when the fuel reacts (particularly when performing a high-temperature oxidation reaction by premixed combustion), the fuel additive acts as a substance that reduces the soot ratio between the fuel and oxygen. For this reason, the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel decreases due to the influence of the fuel additive. The higher the fuel additive mixing rate, the greater the influence of the fuel additive acting as the reaction inhibiting substance, so the reaction rate of the high temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel decreases.

また、燃料添加剤は、気筒内の温度場がその反応開始温度未満である状況では、気化反応（吸熱反応）や熱分解反応は行うものの、高温酸化反応は行わないため、この反応開始温度未満では吸熱物質として機能することから気筒内の混合気の昇温を抑制するものとなる。   In addition, the fuel additive performs a vaporization reaction (endothermic reaction) or thermal decomposition reaction in a situation where the temperature field in the cylinder is lower than the reaction start temperature, but does not perform a high-temperature oxidation reaction. Then, since it functions as an endothermic substance, the temperature rise of the air-fuel mixture in the cylinder is suppressed.

このため、気筒内の温度場が燃料添加剤の反応開始温度未満である場合には、この燃料添加剤の燃焼（発熱反応）は行われず、前記有効燃料量に基づいて反応形態（熱発生率波形）が規定されることになる。つまり、インジェクタ２３から噴射された噴射総量（燃料と燃料添加剤との総和量）よりも少ない量（有効燃料量）に基づいて反応形態が規定されることになる。この場合、気筒内における燃料密度が低下することになるので、燃料添加剤が添加されていない場合（同一噴射量であってその噴射量の全量が燃料である場合）に比べて燃料の高温酸化反応による熱発生量は減少することになる。例えば、前記パイロット噴射が実行された場合、燃料添加剤が添加されている分だけ有効燃料量が少なくなり（燃料添加剤が添加されていない場合に比べて有効燃料量が少なくなり）、この有効燃料量が少ないことに起因して熱発生量が減少し、パイロット噴射による気筒内の予熱量が不足する可能性がある。このようにパイロット噴射による気筒内の予熱量が不足する状況では、その後のメイン噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角することになる。つまり、燃焼場の温度が燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始温度に到達する時期が遅れることによって、この反応の開始時期が遅角することになる。   For this reason, when the temperature field in the cylinder is lower than the reaction start temperature of the fuel additive, the fuel additive is not combusted (exothermic reaction), and the reaction mode (heat generation rate) is based on the effective fuel amount. Waveform) will be defined. That is, the reaction mode is defined based on an amount (effective fuel amount) smaller than the total injection amount (total amount of fuel and fuel additive) injected from the injector 23. In this case, since the fuel density in the cylinder is reduced, the fuel is oxidized at a higher temperature than when no fuel additive is added (when the injection quantity is the same and the entire injection quantity is fuel). The amount of heat generated by the reaction will decrease. For example, when the pilot injection is executed, the amount of effective fuel is reduced by the amount of fuel additive added (the amount of effective fuel is reduced compared to the case where no fuel additive is added). There is a possibility that the amount of heat generation is reduced due to the small amount of fuel, and the amount of preheating in the cylinder by pilot injection is insufficient. Thus, in a situation where the amount of preheating in the cylinder due to pilot injection is insufficient, the start timing of the high temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected in the subsequent main injection is delayed. That is, the start time of this reaction is delayed by the delay of the time when the temperature of the combustion field reaches the start temperature of the high temperature oxidation reaction by the premixed combustion of fuel.

一方、気筒内の温度場が燃料添加剤の反応開始温度以上となった場合には、燃料添加剤の高温酸化反応が行われるため、前記有効燃料量と燃料添加剤混入量とに基づいて反応形態が規定されることになる。つまり、インジェクタ２３から噴射された燃料の総量（燃料と燃料添加剤との総和量）に基づいて反応形態が規定されることになる。この場合の反応に寄与する燃料量としては、現在噴射されている燃料の量、つまり、拡散燃焼による高温酸化反応を行う燃料量となる。また、反応に寄与する燃料添加剤の量としては、同一サイクル中に既に噴射された累積量（気筒内の燃焼場が燃料添加剤の反応開始温度未満であったために反応しなかった残存量）と現在噴射されている燃料添加剤の量との総和となる。   On the other hand, when the temperature field in the cylinder becomes equal to or higher than the reaction start temperature of the fuel additive, a high temperature oxidation reaction of the fuel additive is performed, so that the reaction is performed based on the effective fuel amount and the fuel additive mixing amount. The form will be defined. That is, the reaction mode is defined based on the total amount of fuel injected from the injector 23 (total amount of fuel and fuel additive). The amount of fuel that contributes to the reaction in this case is the amount of fuel that is currently injected, that is, the amount of fuel that performs a high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion. The amount of fuel additive that contributes to the reaction is the cumulative amount already injected during the same cycle (the remaining amount that did not react because the combustion field in the cylinder was less than the reaction start temperature of the fuel additive). And the amount of fuel additive currently injected.

また、燃料および燃料添加剤の反応を左右する気筒内のガス温度の算出手法としては、吸気温度、ピストン位置（吸入ガスの圧縮度合い）、燃焼場の予熱状態（パイロット噴射等による予熱状態）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気筒内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、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気筒内のガス温度（燃焼場のガス温度）が求められるようになっている。これにより、燃料および燃料添加剤が噴射された燃焼場のガス温度を正確に求め、この燃焼場での燃料および燃料添加剤それぞれの反応形態を正確に特定することが可能になる。   In addition, the calculation method of the gas temperature in the cylinder that affects the reaction of the fuel and the fuel additive includes intake air temperature, piston position (intake gas compression degree), combustion field preheated state (preheated state by pilot injection, etc.), etc. Are obtained as parameters, and the relationship between these parameters and the temperature in the cylinder is obtained in advance through experiments and simulations, and the map is stored in the ROM. In other words, the gas temperature in the cylinder (gas temperature in the combustion field) is obtained by fitting parameters such as the intake air temperature, piston position, preheating state and the like to the map. As a result, it is possible to accurately obtain the gas temperature of the combustion field where the fuel and the fuel additive are injected, and to accurately identify the reaction modes of the fuel and the fuel additive in the combustion field.

なお、インジェクタ２３からの噴射が行われた後、気筒内のガス温度が燃料添加剤の反応開始温度に達しなかった場合には、その燃料中に含まれている燃料添加剤は反応せず、そのまま排気系７に排出されることになる。例えば、アフタ噴射が実行された場合に、気筒内のガス温度が既に低下しており、燃料添加剤の反応開始温度を下回っている場合等が想定される。   If the gas temperature in the cylinder does not reach the reaction start temperature of the fuel additive after injection from the injector 23, the fuel additive contained in the fuel does not react, It is discharged to the exhaust system 7 as it is. For example, when after-injection is executed, the gas temperature in the cylinder has already dropped, and it is assumed that the temperature is below the reaction start temperature of the fuel additive.

−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。 −Creation of heat release rate waveform, combustion state diagnosis, and control parameter correction−
Next, creation of heat release rate waveform (creation of ideal heat release rate waveform), which is a feature of this embodiment, combustion state diagnosis (diagnosis of each reaction form in the cylinder), and execution according to the diagnosis result The correction of the control parameter to be performed will be described.

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８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ていてもよい。（１）の動作のみが実験室等によって行われる場合にあっては、理想熱発生率波形は、予め燃料添加剤混入率が規定された上で作成されたものとなっている。なお、（１）〜（４）の動作（処理）または（２）〜（４）の動作（処理）は１サイクル毎に実行してもよいし、所定の複数サイクル毎に実行するようにしてもよい。   In the generation of the heat generation rate waveform, the combustion state diagnosis, and the control parameter correction, as shown in FIG. 8, (1) generation of an ideal heat generation rate waveform and (2) generation of an actual heat generation rate waveform (3) The combustion state diagnosis is performed by comparing the ideal heat generation rate waveform and the actual heat generation rate waveform. (4) The control parameters of the engine 1 are corrected according to the result of the combustion state diagnosis. All of the configurations for performing the operations (1) to (4) may be mounted (implemented) on the vehicle, or only the operation (1) is performed by a laboratory or the like, and the result (creation) The ideal heat generation rate waveform) is stored in the ROM, and a configuration for performing the operations (2) to (4) may be mounted on the vehicle. In the case where only the operation (1) is performed by a laboratory or the like, the ideal heat generation rate waveform is created after the fuel additive mixture rate is defined in advance. The operations (processes) (1) to (4) or the operations (processes) (2) to (4) may be executed every cycle, or may be executed every predetermined plural cycles. Also good.

本実施形態の特徴は、理想熱発生率波形を作成するに際し、熱発生率波形に対する燃料添加剤の影響度合いを考慮するようにしている点にある。   The feature of the present embodiment is that the degree of influence of the fuel additive on the heat generation rate waveform is taken into consideration when creating the ideal heat generation rate waveform.

前記理想熱発生率波形の具体的な作成手法としては、（１−Ａ）燃料の反応形態の分離、（１−Ｂ）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−Ｃ）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、が順に行われる。   Specific methods for creating the ideal heat release rate waveform include (1-A) separation of fuel reaction forms, (1-B) creation of ideal heat release rate waveform models for each of the separated reaction forms, ( 1-C) Creation of an ideal heat generation rate waveform by filtering (filtering) of an ideal heat generation rate waveform model is performed in order.

また、前記（３）燃焼状態診断においては、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診断が行われる。   In the (3) combustion state diagnosis, the combustion state diagnosis is performed by comparing the ideal heat generation rate waveform and the actual heat generation rate waveform.

以下、各動作について具体的に説明する。   Each operation will be specifically described below.

（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。 (1) Creation of ideal heat release rate waveform The creation of the ideal heat release rate waveform will be described. First, an outline of creating an ideal heat generation rate waveform will be described.

前記インジェクタ２３から気筒内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、気筒内温度（気筒内のガス温度）、気筒内酸素量（気筒内の酸素密度に相関がある値）、気筒内燃料量（気筒内の燃料密度に相関がある値）、気筒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、気筒内温度、気筒内酸素量、気筒内燃料量、気筒内燃料分布の順である。   As a rate-limiting condition for the reaction (chemical reaction, etc.) of the fuel injected from the injector 23 into the cylinder, the temperature in the cylinder (gas temperature in the cylinder) and the amount of oxygen in the cylinder (values correlated with the oxygen density in the cylinder). ), In-cylinder fuel amount (a value correlated with the fuel density in the cylinder), and in-cylinder fuel distribution. Among these, the order of the low degree of control freedom is the order of the in-cylinder temperature, the in-cylinder oxygen amount, the in-cylinder fuel amount, and the in-cylinder fuel distribution.

つまり、気筒内温度は、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、この気筒内温度は、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、気筒内酸素量（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、気筒内温度に比べて制御自由度は高い。また、この気筒内酸素量は、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、気筒内酸素量は、先行して燃料噴射（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酸素消費量によっても変動する。また、気筒内燃料量は、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、気筒内酸素量に比べて制御自由度は高い。また、気筒内燃料分布も、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。   That is, the in-cylinder temperature is substantially determined by the intake air temperature and the compression ratio of the engine 1 before the fuel reacts, and the degree of freedom of control is the lowest. In addition, when the fuel injection is performed in advance (for example, when the fuel injection for preheating is performed), the in-cylinder temperature also varies depending on the amount of preheating due to the combustion of the fuel. Further, since the in-cylinder oxygen amount (oxygen density) can be adjusted by the opening degree of the intake throttle valve 62 and the opening degree of the EGR valve 81, the degree of freedom of control is higher than the in-cylinder temperature. Further, the in-cylinder oxygen amount also varies depending on the supercharging rate by the turbocharger 5. Further, the in-cylinder oxygen amount also varies depending on the amount of oxygen consumed by combustion of the fuel when fuel injection (fuel injection for preheating) is performed in advance. The in-cylinder fuel amount can be adjusted by controlling the fuel injection pressure (common rail pressure) by the supply pump 21 and by controlling the injection period of each of the multistage injections of fuel from the injector 23. The degree of freedom of control is high. In addition, since the in-cylinder fuel distribution can be adjusted by controlling the fuel injection pressure and the injection period of each of the multistage injections of the fuel, the degree of freedom in control is high.

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、か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、気筒内温度、気筒内酸素量および気筒内燃料量の量的条件を、気筒内燃料分布よりも優先順位が高いものとしている。つまり、気筒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。すなわち、気筒内温度（気筒内の圧縮ガス温度）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。   In the present embodiment, on the condition that the warm-up operation of the engine 1 is completed and the outside air temperature is equal to or higher than a predetermined temperature (for example, 0 ° C.), the reaction state of the fuel in the order of the low degree of freedom of control. The priority of the condition for determining the is set high. Here, the quantitative conditions of the in-cylinder temperature, the in-cylinder oxygen amount, and the in-cylinder fuel amount are given higher priority than the in-cylinder fuel distribution. That is, the start timing (reaction start timing) of each reaction of the fuel is determined using the in-cylinder temperature as an axis. That is, the reference temperature arrival angle (crank angle position at the reaction start timing of each reaction mode) is determined from the in-cylinder temperature (compressed gas temperature in the cylinder).

そして、本実施形態では、前記燃料添加剤混入率に応じて、燃料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開始時期のうち少なくとも一方を補正（反応速度および反応開始時期のうち少なくとも一方を規定）するようにしている。   In this embodiment, at least one of the reaction rate and the reaction start time of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of fuel is corrected according to the fuel additive mixing rate (at least one of the reaction rate and the reaction start time). Stipulate).

具体的に、１サイクル中に１回の噴射（単発噴射）が行われた場合におけるその噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応や、１サイクル中に複数回の噴射（多段噴射）が行われた場合における第１回目の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、予め設定された基準反応速度に対して、反応速度を遅くする補正を行い、この補正後の反応速度（予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度）を理想熱発生率波形の反応速度として規定する。これは、前述した如く、燃料添加剤が、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質（反応阻害物質）として作用して、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度を低下させるためである。   Specifically, when one injection (single injection) is performed during one cycle, a high-temperature oxidation reaction by premixed combustion of the injected fuel, or multiple injections (multistage injection) are performed during one cycle. In the case of high temperature oxidation reaction by premixed combustion of the first injected fuel in this case, a correction is made to slow down the reaction rate with respect to a preset reference reaction rate, and this corrected reaction rate (pre- The reaction rate of the high temperature oxidation reaction by mixed combustion) is defined as the reaction rate of the ideal heat release rate waveform. This is because, as described above, the fuel additive acts as a substance (reaction inhibiting substance) that lowers the ratio of fuel and oxygen to reduce the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of fuel. is there.

一方、１サイクル中に複数回の噴射（多段噴射）が行われた場合における第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、予め設定された基準反応開始時期に対して、反応開始時期を遅くする（遅角側にする）補正を行い、この補正後の反応開始時期（予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期）を理想熱発生率波形の反応開始時期として規定する。これは、前述した如く、燃料添加剤が添加されていることにより、第１回目の噴射燃料量（予熱のための有効燃料量）が低下しており、燃焼場の予熱量が少なくなって、第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始温度に達するまでの時間が長くなるためである。また、この第２回目以降の噴射燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、前記第１回目の噴射燃料の場合と同様に、予め設定された基準反応速度に対して、反応速度を遅くする補正を行い、この補正後の反応速度（予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度）を理想熱発生率波形の反応速度として規定する。   On the other hand, for a high-temperature oxidation reaction caused by premixed combustion of the injected fuel after the second injection when multiple injections (multistage injection) are performed in one cycle, Then, correct the reaction start time to be delayed (set to the retard side), and the corrected reaction start time (reaction start time of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion) as the reaction start time of the ideal heat release rate waveform Stipulate. This is because, as described above, the addition of the fuel additive reduces the first injected fuel amount (effective fuel amount for preheating), and the preheating amount of the combustion field is reduced. This is because it takes a long time to reach the start temperature of the high temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the injected fuel after the second time. Further, for the high temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the injected fuel after the second time, the reaction speed is set to a preset reference reaction speed as in the case of the first injected fuel. A correction for slowing down is performed, and the reaction rate after this correction (reaction rate of high-temperature oxidation reaction by premixed combustion) is defined as the reaction rate of the ideal heat release rate waveform.

以下、具体的に説明する。   This will be specifically described below.

前述した如く、燃料添加剤は、燃料が予混合燃焼による高温酸化反応を行う際にあっては、燃料と酸素との邂逅率を低下させる物質として作用する。つまり、この燃料添加剤は、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応を阻害する物質として作用する。このため、この燃料添加剤の影響によって、予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低下することになる。   As described above, the fuel additive acts as a substance that lowers the ratio between the fuel and oxygen when the fuel undergoes a high-temperature oxidation reaction by premixed combustion. That is, this fuel additive acts as a substance that inhibits the high-temperature oxidation reaction caused by the premixed combustion of fuel. For this reason, the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion is reduced by the influence of the fuel additive.

そして、本実施形態では、予め設定された反応速度の基準値に対する燃料添加剤の影響を考慮した補正量を求め、この補正量による補正を行って反応速度を求めて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を作成する。   In this embodiment, a correction amount considering the influence of the fuel additive with respect to a preset reference value of the reaction rate is obtained, and the correction rate is corrected by this correction amount to obtain the reaction rate, and the high temperature oxidation reaction by premixed combustion is performed. Create an ideal heat release rate waveform model.

また、多段噴射が行われた場合における前段側の噴射量のうち有効燃料量は燃料添加剤混入率が高いほど少なくなる。つまり、燃料添加剤混入率が高いほど前段側の有効燃料量による予熱量は少なくなる。このため、後段側の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は遅角側に移行することになる。   Further, the effective fuel amount of the upstream injection amount when multi-stage injection is performed decreases as the fuel additive mixing rate increases. That is, the higher the fuel additive mixture rate, the smaller the preheating amount due to the effective fuel amount on the front stage side. For this reason, the reaction start timing of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel injected by the fuel injection on the rear stage side shifts to the retard side.

そして、本実施形態では、予め設定された反応開始時期の基準値に対する燃料添加剤の影響を考慮した補正量を求め、この補正量による補正を行って反応開始時期を求めて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を作成する。   In this embodiment, a correction amount considering the influence of the fuel additive with respect to a preset reference value of the reaction start timing is obtained, and the correction start amount is corrected to obtain the reaction start timing to obtain a high temperature by premixed combustion. Create an ideal heat release waveform model of the oxidation reaction.

なお、このように作成された理想熱発生率波形モデルは、後述するように燃料の各反応の熱発生率波形を二等辺三角形で近似させたものとなっている。   The ideal heat generation rate waveform model created in this way is obtained by approximating the heat generation rate waveform of each reaction of fuel with an isosceles triangle as will be described later.

前記理想熱発生率波形モデルの作成動作として、具体的には、前記反応開始時期における気筒内ガス温度（基準温度）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、これら確定された基準反応速度効率および基準反応量効率に基づいて反応速度および反応量を確定する。特に、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応に対しては、前記確定された基準反応速度効率および基準反応量効率を燃料添加剤混入率によって補正して反応速度効率および反応量効率を求め、これら反応速度効率および反応量効率に基づいて反応速度および反応量を確定する。また、何れの反応においても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。なお、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。 As the creation operation of the ideal heat generation rate waveform model, specifically, the reference reaction rate efficiency [J / CA 2 / mm 3 ] corresponding to the in-cylinder gas temperature (reference temperature) at the reaction start timing, and the reference reaction The quantity efficiency [J / mm 3 ] is determined for each reaction form, and the reaction rate and the reaction amount are determined based on the determined reference reaction rate efficiency and the reference reaction amount efficiency. In particular, for the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of fuel, the determined reference reaction rate efficiency and reference reaction amount efficiency are corrected by the fuel additive mixing rate to obtain the reaction rate efficiency and reaction amount efficiency. The reaction rate and the reaction amount are determined based on the reaction rate efficiency and the reaction amount efficiency. In any reaction, the reaction speed is corrected according to the engine speed described later. The “reaction rate efficiency” is also referred to as “reaction rate gradient”, and the “reaction amount efficiency” is also referred to as “combustion efficiency”. Hereinafter, “reaction rate efficiency” will be described as “reaction rate gradient”.

そして、前記反応開始時期、反応速度および反応量から作成された理想熱発生率波形モデル（三角形モデル）から反応期間を確定する。この反応期間としては以下の式（３）により求められる。   Then, the reaction period is determined from the ideal heat release rate waveform model (triangle model) created from the reaction start time, reaction rate, and reaction amount. This reaction period is obtained by the following equation (3).

反応期間＝２×（反応量／反応速度）1/2 …（３）
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。 Reaction period = 2 × (reaction amount / reaction rate) 1/2 (3)
Details of creation of the ideal heat release rate waveform model (triangle model) will be described later.

（１−Ａ）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１手順である燃料の反応形態の分離について説明する。 (1-A) Separation of Fuel Reaction Form Next, separation of fuel reaction form, which is the first procedure for creating the ideal heat release rate waveform, will be described.

前記インジェクタ２３から燃料噴射が行われた場合、気筒内においては、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気筒内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。   When fuel injection is performed from the injector 23, a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, a high temperature oxidation reaction by premixed combustion, and a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion are performed in the cylinder according to the in-cylinder environment. Is called. Hereinafter, each reaction mode will be described.

（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気筒内の熱を受けて気化するものである。この反応は、一般的には気筒内ガス温度が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。 (A) Vaporization reaction In the vaporization reaction, the fuel injected from the injector 23 is vaporized by receiving heat in the cylinder. This reaction is generally a spray-controlled reaction that starts when the fuel spray spreads to some extent in a state where the fuel is exposed to an environment where the gas temperature in the cylinder is 500K or higher. .

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、気筒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気筒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。   The boiling point of light oil used in the diesel engine 1 is generally 453K to 623K, and the practical range where fuel injection is performed in the cylinder (for example, the timing when the pilot injection is performed) is BTDC (before compression top dead center). ) 40 ° CA. Since the in-cylinder gas temperature at this timing generally rises to about 550K to 600K (other than in cold regions), it is not necessary to consider the temperature-limiting condition in this vaporization reaction.

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］となっている。 The reference reaction amount efficiency in this vaporization reaction is, for example, −1.14 [J / mm 3 ].

また、この気化反応における有効噴射量（気化反応に寄与する燃料量）としては、前記実行噴射量から、燃料添加剤混入量、燃料の壁面付着量および燃料の未燃浮遊燃料量（噴霧塊の外周囲に存在して反応に寄与しない燃料）を減算した量である。以下、これら燃料量を未燃燃料量という。これら未燃燃料量は、噴射量（燃料の貫徹力に相関がある）と噴射時期（気筒内圧力に相関がある）に応じて実験的に求めることが可能である。   The effective injection amount in this vaporization reaction (the amount of fuel that contributes to the vaporization reaction) is determined from the effective injection amount, the fuel additive mixture amount, the fuel wall surface adhesion amount, and the fuel unburned floating fuel amount (spray mass). This is the amount obtained by subtracting the fuel that does not contribute to the reaction. Hereinafter, these fuel amounts are referred to as unburned fuel amounts. These unburned fuel amounts can be obtained experimentally according to the injection amount (which has a correlation with fuel penetration force) and the injection timing (which has a correlation with cylinder pressure).

そして、前記気化反応における反応量としては、以下の式（４）により求められる。   And as reaction amount in the said vaporization reaction, it calculates | requires by the following formula | equation (4).

気化反応における反応量＝−１．１４×有効噴射量 …（４）
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。 Reaction amount in vaporization reaction = −1.14 × effective injection amount (4)
Since this vaporization reaction is an endothermic reaction, the reaction amount (generated heat amount) is a negative value.

（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、気筒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）気筒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、気筒内温度が約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）は気筒内温度が約９００Ｋに達するまで燃焼（高温酸化反応）を開始しない。 (B) Low-temperature oxidation reaction In the low-temperature oxidation reaction, a low-temperature oxidation reaction component (such as a fuel having a linear single bond composition such as n-cetane (C 16 H 34 )) contained in the diesel oil that is the fuel of the diesel engine 1 is burned. It is a reaction to. This low-temperature oxidation reaction component is a component that can be ignited even when the temperature in the cylinder is relatively low, and as the amount of n-cetane and the like increases (the higher the cetane fuel), The low temperature oxidation reaction easily proceeds, and the ignition delay is suppressed. Specifically, a low temperature oxidation reaction component such as n-cetane generally starts combustion (low temperature oxidation reaction) when the in-cylinder temperature reaches about 750K. Note that fuel components (high temperature oxidation reaction components) other than n-cetane do not start combustion (high temperature oxidation reaction) until the in-cylinder temperature reaches about 900K.

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６．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。 The reference reaction rate gradient (reference reaction rate efficiency) in this low-temperature oxidation reaction is, for example, 4.0 [J / CA 2 / mm 3 ]. The standard reaction amount efficiency is, for example, 6.0 [J / mm 3 ].

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、前記基準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。なお、この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。これにより、ガス組成等が変化しても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。 The reaction rate and reaction amount of this low-temperature oxidation reaction are calculated based on the reference reaction rate gradient and the reference reaction amount efficiency (for example, calculated by multiplying the effective injection amount). Furthermore, in calculating the reaction rate of the low-temperature oxidation reaction, a coefficient (rotational speed correction coefficient = (rotational speed correction coefficient) = (reference reaction speed) obtained by multiplying the reference reaction speed gradient by an effective injection amount (reference reaction speed). The reference rotation speed / actual rotation speed) 2 ) is multiplied. An arbitrary rotation speed (for example, 2000 rpm) can be set as the reference rotation speed for obtaining the rotation speed correction coefficient. Thereby, even if a gas composition etc. change, reaction rate can be calculated | required as a value depending on time.

なお、回転速度補正係数は、図９に示す回転速度補正係数マップから求められるものであってもよい。この図９に示す回転速度補正係数マップは、基準回転速度を２０００ｒｐｍに設定したものである。エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）以上である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）2」に応じた値（図中に一点鎖線で示すエンジン回転速度に応じた値）として回転速度補正係数が求められる。これに対し、エンジン１の実回転速度が基準回転速度（２０００ｒｐｍ）未満である領域では、「（基準回転速度／実回転速度）2」に応じた値に対して所定割合だけ補正（低い側に補正）された値が回転速度補正係数として求められる（基準回転速度未満である領域の実線を参照）。この場合の補正割合は実験やシミュレーションによって求められている。 The rotational speed correction coefficient may be obtained from the rotational speed correction coefficient map shown in FIG. The rotation speed correction coefficient map shown in FIG. 9 is obtained by setting the reference rotation speed to 2000 rpm. In a region where the actual rotational speed of the engine 1 is equal to or higher than the reference rotational speed (2000 rpm), a value corresponding to “(reference rotational speed / actual rotational speed) 2 ” (a value corresponding to the engine rotational speed indicated by a one-dot chain line in the figure). ) As the rotation speed correction coefficient. On the other hand, in a region where the actual rotational speed of the engine 1 is less than the reference rotational speed (2000 rpm), the value corresponding to “(reference rotational speed / actual rotational speed) 2 ” is corrected by a predetermined ratio (to the lower side). The corrected value is obtained as the rotation speed correction coefficient (see the solid line in the region below the reference rotation speed). In this case, the correction ratio is obtained by experiment or simulation.

前記基準回転速度は、上述した値には限定されず、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。   The reference rotation speed is not limited to the above-described value, and is preferably set to a rotation speed range where the engine 1 is used most frequently.

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。   Since this low-temperature oxidation reaction is an exothermic reaction, the reaction amount (generated heat amount) is a positive value.

（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。 (C) Thermal decomposition reaction The thermal decomposition reaction is a reaction that performs thermal decomposition of a fuel component. In general, the reaction temperature is about 800K.

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−２．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。 The reference reaction rate gradient in this thermal decomposition reaction is, for example, −0.2 [J / CA 2 / mm 3 ]. The standard reaction amount efficiency is, for example, −2.0 [J / mm 3 ].

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、前記基準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。   The reaction rate and reaction amount of the thermal decomposition reaction are also calculated based on the reference reaction rate gradient and the reference reaction amount efficiency (for example, calculated by multiplying the effective injection amount). Further, even when calculating the reaction rate of the thermal decomposition reaction, a value (reference reaction rate) obtained by multiplying the reference reaction rate gradient by an effective injection amount is multiplied by the rotation rate correction coefficient corresponding to the engine rotation rate. The

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。   In the present embodiment, this thermal decomposition reaction is treated as an endothermic reaction. That is, the reaction amount (generated heat amount) is a negative value.

（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、気筒内温度が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。この高温酸化反応は、熱分解した炭素鎖の酸化反応であるため、前記熱分解反応が対となって発生する。 (D) High-temperature oxidation reaction by premixed combustion The reaction temperature of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion is generally about 900K. That is, the reaction that starts combustion when the in-cylinder temperature reaches 900K is the high-temperature oxidation reaction by this premixed combustion. Since this high temperature oxidation reaction is an oxidation reaction of a thermally decomposed carbon chain, the above thermal decomposition reaction occurs as a pair.

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。 Further, the reference reaction rate gradient in the high temperature oxidation reaction by this premixed combustion is, for example, 4.3 [J / CA 2 / mm 3 ]. The standard reaction amount efficiency is, for example, 30.0 [J / mm 3 ].

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は、前記基準反応速度勾配および基準反応量効率が燃料添加剤混入率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）。また、この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、前記補正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。   The reaction rate and reaction amount of the high-temperature oxidation reaction by this premixed combustion are the reaction rate gradient and reaction amount efficiency obtained by correcting the reference reaction rate gradient and reference reaction amount efficiency by the fuel additive mixture rate. (E.g., calculated by multiplying the effective injection amount). Further, even when calculating the reaction rate of the high temperature oxidation reaction by the premixed combustion, the rotation speed correction according to the engine rotation speed with respect to the value obtained by multiplying the corrected reaction speed gradient by the effective injection amount (reference reaction speed). The coefficient is multiplied.

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。   Since the high temperature oxidation reaction by this premixed combustion is an exothermic reaction, the reaction amount (generated heat amount) is a positive value.

（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以上となっている気筒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。 (E) High temperature oxidation reaction by diffusion combustion The reaction temperature of the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion is generally about 1000K. That is, the reaction in which the fuel injected into the cylinder having a temperature of 1000 K or more starts combustion immediately after the injection is a high-temperature oxidation reaction by this diffusion combustion.

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（５）および式（６）から求められる。   Moreover, the reaction rate in the high temperature oxidation reaction by this diffusion combustion changes according to the common rail pressure, and is obtained from the following formulas (5) and (6).

ＧｒｄＢ＝Ａ×コモンレール圧力＋Ｂ …（５）
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）×（Ｎ／基準Ｎ） …（６）
ＧｒｄＢ：基準反応速度、Ｇｒｄ：反応速度、ｄ：インジェクタ２３の噴孔径、Ｎ：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（６）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（６）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。 GrdB = A × common rail pressure + B (5)
Grd = GrdB × (reference engine speed / actual engine speed) 2
X (d / reference d) x (N / reference N) (6)
GrdB: reference reaction rate, Grd: reaction rate, d: diameter of the injection hole of the injector 23, N: number of injection holes of the injector 23, A, B: constants obtained by experiments, etc. Multiplying the ratio of the actual nozzle hole diameter to the reference nozzle hole diameter and the ratio of the actual nozzle hole number to the reference nozzle hole number of the injector 23 is a generalized equation. In addition, the equation (6) is obtained by multiplying the rotation speed correction coefficient, so that the reaction speed corrected in accordance with the engine rotation speed is obtained.

また、この拡散燃焼による高温酸化反応の反応速度の算出に当たっては、前記基準反応速度勾配に基づいて反応速度を算出するようにしてもよい。   Further, in calculating the reaction rate of the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion, the reaction rate may be calculated based on the reference reaction rate gradient.

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）。 The standard reaction amount efficiency of the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion is, for example, 30.0 [J / mm 3 ], and the reaction amount of the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion is also equal to the reference reaction amount efficiency. Calculated based on (e.g., calculated by multiplying the effective injection amount).

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。   Since the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion is also an exothermic reaction, the reaction amount (generated heat amount) is a positive value.

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。   As described above, the reaction form of the fuel can be separated.

−各反応に対する燃料添加剤の影響−
以下、燃料の各反応に対する燃料添加剤による影響について説明する。 -Effects of fuel additives on each reaction-
Hereinafter, the influence of the fuel additive on each reaction of the fuel will be described.

（ａ）気化反応
前述したように燃料添加剤は、その沸点未満の温度場において気化反応を行う。つまり、燃料と同様に気化反応を行う。また、燃料の気化反応は、燃料添加剤による影響は殆ど受けない。 (A) Vaporization reaction As described above, the fuel additive performs a vaporization reaction in a temperature field below its boiling point. That is, the vaporization reaction is performed in the same manner as the fuel. The fuel vaporization reaction is hardly affected by the fuel additive.

但し、燃料添加剤の気化反応は吸熱を伴うため、気筒内の熱量的には損失となる。   However, since the vaporization reaction of the fuel additive involves endotherm, the amount of heat in the cylinder is lost.

（ｂ）低温酸化反応
前述したように低温酸化反応の基準反応量効率は例えば６．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。このように、基準反応量効率は比較的低い値であることから、低温酸化反応に対する燃料密度の影響は小さく、燃料添加剤が混入されていること自体による低温酸化反応に対する影響は小さい。 (B) Low-temperature oxidation reaction As described above, the standard reaction amount efficiency of the low-temperature oxidation reaction is, for example, 6.0 [J / mm 3 ]. Thus, since the reference reaction amount efficiency is a relatively low value, the influence of the fuel density on the low temperature oxidation reaction is small, and the influence on the low temperature oxidation reaction due to the fact that the fuel additive is mixed is small.

しかしながら、燃料添加剤が混入されていることに伴い、有効燃料量は減少しているため、この有効燃料量の減少分だけ、低温酸化反応の反応量（発熱量）としては減少することになる。このため、低温酸化反応の反応期間は短縮化されることにはなるが、燃料添加剤の混入量は僅かであり、低温酸化反応の反応量の低下量も僅かであって実用上は殆ど顕在化しない（熱発生率波形には殆ど影響を与えない）。   However, since the amount of the effective fuel is reduced due to the mixing of the fuel additive, the amount of the low-temperature oxidation reaction (heat generation amount) is reduced by the amount of the reduction in the effective fuel amount. . For this reason, the reaction period of the low-temperature oxidation reaction is shortened, but the amount of the fuel additive mixed is small, and the amount of decrease in the reaction amount of the low-temperature oxidation reaction is also small, which is practically apparent. (The heat generation rate waveform is hardly affected.)

また、燃料添加剤の混入量は僅かであることから、この燃料添加剤によって、燃料に対する酸素供給能力は殆ど阻害されない。   Further, since the amount of the fuel additive mixed is small, the oxygen supply capacity to the fuel is hardly hindered by this fuel additive.

（ｃ）熱分解反応
前述したように熱分解反応の基準反応量効率は例えば−２．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。このように、基準反応量効率は比較的低い値であることから、熱分解反応においても、この反応に対する燃料密度の影響は小さく、燃料添加剤が混入されていること自体による熱分解反応に対する影響は小さい。 (C) Thermal decomposition reaction As described above, the standard reaction amount efficiency of the thermal decomposition reaction is, for example, -2.0 [J / mm 3 ]. Thus, since the standard reaction amount efficiency is a relatively low value, the influence of the fuel density on the reaction is small even in the pyrolysis reaction, and the influence on the pyrolysis reaction due to the fact that the fuel additive is mixed itself. Is small.

しかしながら、燃料添加剤が混入されていることに伴い、有効燃料量は減少しているため、この有効燃料量の減少分だけ、熱分解の反応量（吸熱量）としては減少することになる。但し、燃料添加剤の混入量は僅かであるため、実用上は殆ど顕在化しない（熱発生率波形には殆ど影響を与えない）。   However, since the amount of the effective fuel decreases as the fuel additive is mixed, the reaction amount (heat absorption amount) of the thermal decomposition decreases by the decrease in the amount of effective fuel. However, since the mixing amount of the fuel additive is small, it is hardly manifested in practical use (the heat generation rate waveform is hardly affected).

（ｄ）予混合燃焼による高温酸化反応
前述したように予混合燃焼による高温酸化反応の基準反応量効率は例えば３０．０［Ｊ／ｍｍ3］となっている。このように、基準反応量効率が比較的高い値であることから、予混合燃焼による高温酸化反応に対する燃料添加剤の影響は他の反応に比べて大きくなっている。また、燃料添加剤は高分子であるため、反応障害物としての機能も高い。このため、予混合燃焼による高温酸化反応にあっては、反応開始時期に遅れ（着火遅れ）が生じることになる。 (D) High-temperature oxidation reaction by premixed combustion As described above, the standard reaction amount efficiency of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion is, for example, 30.0 [J / mm 3 ]. Thus, since the reference reaction amount efficiency is a relatively high value, the influence of the fuel additive on the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion is larger than that of other reactions. Further, since the fuel additive is a polymer, it has a high function as a reaction obstacle. For this reason, in the high temperature oxidation reaction by premixed combustion, the reaction start timing is delayed (ignition delay).

また、予混合燃焼による高温酸化反応は、基準反応量効率が高いことから、他の反応に比べて熱発生量の低減割合も多くなる。   In addition, since the high temperature oxidation reaction by premixed combustion has a high standard reaction amount efficiency, the rate of reduction in the amount of heat generation is increased compared to other reactions.

また、この予混合燃焼による高温酸化反応における反応勾配や反応期間は、前記有効燃料量の影響を受ける。つまり、燃料添加剤が混入されていることで有効燃料量が減少している分だけ、反応勾配は小さくなり、且つ反応期間は短くなる。   Further, the reaction gradient and the reaction period in the high temperature oxidation reaction by the premixed combustion are affected by the effective fuel amount. That is, the reaction gradient is reduced and the reaction period is shortened by the amount that the effective amount of fuel is reduced by mixing the fuel additive.

（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にあっては、燃料密度の影響を受けることがない。このため、燃料添加剤が反応阻害物質として作用することは殆どなくなる。つまり、燃料添加剤の影響は殆ど受けない反応となっている。 (E) High-temperature oxidation reaction by diffusion combustion The high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion is not affected by the fuel density. For this reason, the fuel additive hardly acts as a reaction inhibitor. That is, the reaction is hardly affected by the fuel additive.

なお、前述したように拡散燃焼による高温酸化反応の反応温度は１０００Ｋであるため、前記燃料添加剤の熱分解反応（吸熱反応）の影響を僅かに受けることにより、気筒内のガス温度が１０００Ｋに到達するまでの時期に僅かに遅れが生じることに伴って、この拡散燃焼による高温酸化反応の開始も僅かに遅れることになる。   Since the reaction temperature of the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion is 1000K as described above, the gas temperature in the cylinder is increased to 1000K by being slightly affected by the thermal decomposition reaction (endothermic reaction) of the fuel additive. Along with the slight delay in the time to reach, the start of the high-temperature oxidation reaction by this diffusion combustion is also slightly delayed.

−反応速度勾配−
前述したように燃料添加剤の影響により燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度は低くなる（燃料添加剤混入率が高いほど、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなる）。つまり、反応速度勾配が小さくなる。この場合の反応速度勾配は以下の式（７）によって算出される。 -Reaction rate gradient-
As described above, the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel becomes lower due to the influence of the fuel additive (the higher the fuel additive mixing rate, the lower the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to the fuel premixed combustion) ). That is, the reaction rate gradient is reduced. The reaction rate gradient in this case is calculated by the following equation (7).

反応速度勾配＝（基準反応速度勾配×勾配補正係数）×（２０００／ＮＥ）2 …（７）
ここで、基準反応速度勾配は、予混合燃焼による高温酸化反応では約４．３［Ｊ／ＣＡ2／ｍｍ3］となっている。ＮＥは予混合燃焼による高温酸化反応開始タイミングにおけるエンジン回転速度である。この式（７）では、基準回転速度を２０００ｒｐｍに設定して前記予混合燃焼による高温酸化反応開始タイミングにおける反応速度勾配を求めるものとなっている。 Reaction rate gradient = (reference reaction rate gradient × gradient correction coefficient) × (2000 / NE) 2 (7)
Here, the reference reaction rate gradient is about 4.3 [J / CA 2 / mm 3 ] in the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion. NE is the engine speed at the start timing of the high temperature oxidation reaction by premixed combustion. In this equation (7), the reference rotational speed is set to 2000 rpm, and the reaction speed gradient at the high temperature oxidation reaction start timing by the premixed combustion is obtained.

また、勾配補正係数は、燃料添加剤の影響による反応速度勾配の補正量である。この勾配補正係数の設定に当たっては、予め実験やシミュレーションによって求められて作成された勾配補正係数マップが前記ＲＯＭに記憶されており、この勾配補正係数マップから勾配補正係数が抽出される。   The gradient correction coefficient is a correction amount of the reaction rate gradient due to the influence of the fuel additive. In setting the gradient correction coefficient, a gradient correction coefficient map previously obtained by experiment or simulation is stored in the ROM, and the gradient correction coefficient is extracted from the gradient correction coefficient map.

図１０は、予混合燃焼による高温酸化反応を対象とした勾配補正係数マップの一例を示している。この勾配補正係数マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する勾配補正係数の変化をＷｉｅｂｅ関数によって簡易化したものである。   FIG. 10 shows an example of a gradient correction coefficient map for high temperature oxidation reaction by premixed combustion. This gradient correction coefficient map is obtained by simplifying the change in the gradient correction coefficient with respect to the change in the fuel additive mixture rate by using the Wiebe function.

図１０に示すものにあっては燃料添加剤混入率が「０」〜「ｍｒ１」まで変化する場合に、燃料添加剤混入率が「０」である場合の勾配補正係数を「１」とし、燃料添加剤混入率が「ｍｒ１」である場合の勾配補正係数を「０．５」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。なお、燃料添加剤混入率が「ｍｒ１」である場合の勾配補正係数としては「０．５」には限定されず適宜設定される。   In the case shown in FIG. 10, when the fuel additive mixture rate changes from “0” to “mr1”, the gradient correction coefficient when the fuel additive mixture rate is “0” is set to “1”. The terms a and m, which are the shape parameters of the Wiebe function, are set so that the gradient correction coefficient when the fuel additive mixture rate is “mr1” is “0.5”. Note that the gradient correction coefficient when the fuel additive mixture rate is “mr1” is not limited to “0.5” but is set as appropriate.

図１０に示す勾配補正係数マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する勾配補正係数の変化をＷｉｅｂｅ関数によって表したものであった。これに限らず、燃料添加剤混入率の変化に対する勾配補正係数の変化を一次関数で表した勾配補正係数マップを利用するようにしてもよい。   The gradient correction coefficient map shown in FIG. 10 represents the change in the gradient correction coefficient with respect to the change in the fuel additive mixture rate by using the Wiebe function. However, the present invention is not limited to this, and a gradient correction coefficient map in which a change in gradient correction coefficient with respect to a change in the fuel additive mixture rate is expressed by a linear function may be used.

−反応開始時期−
前述したように、前記パイロット噴射によって気筒内が予熱される場合、その後のメイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は、燃料添加剤混入率の影響を受ける。具体的には、燃料添加剤混入率が高くなるほど燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は遅角側に移行する。この場合の反応開始時期は以下の式（８）によって算出される。 -Reaction start time-
As described above, when the inside of the cylinder is preheated by the pilot injection, the reaction start timing of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected into the cylinder by the main injection is influenced by the fuel additive mixing rate. Receive. Specifically, the reaction start timing of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel shifts to the retard side as the fuel additive mixing rate increases. The reaction start time in this case is calculated by the following formula (8).

反応開始時期＝基準温度到達時期＋補正遅角量 …（８）
ここで、基準温度到達時期は、インジェクタ２３からの噴射量の全量が燃料であると仮定した場合に燃焼場が約９００Ｋ（燃料の予混合燃焼による高温酸化反応）に到達するとされる時期（クランク角度位置）となっている。 Reaction start time = reference temperature arrival time + correction delay amount (8)
Here, the reference temperature arrival time is a time (crank) when the combustion field reaches about 900K (high temperature oxidation reaction by premixed combustion of fuel) when it is assumed that the entire injection amount from the injector 23 is fuel. Angular position).

また、補正遅角量は、燃料添加剤の影響による反応開始時期（燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期）の補正量である。この補正遅角量の設定に当たっては、予め実験やシミュレーションによって求められて作成された補正遅角量マップが前記ＲＯＭに記憶されており、この補正遅角量マップから補正遅角量が抽出される。   The correction retardation amount is a correction amount for the reaction start timing (start timing of the high-temperature oxidation reaction due to fuel premixed combustion) due to the influence of the fuel additive. In setting the correction retardation amount, a correction retardation amount map previously obtained by experiment or simulation is stored in the ROM, and the correction retardation amount is extracted from the correction retardation amount map. .

図１１は、予混合燃焼による高温酸化反応を対象とした補正遅角量マップの一例を示している。この補正遅角量マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する反応開始時期の遅角量（補正遅角量）の変化をＷｉｅｂｅ関数によって簡易化したものである。   FIG. 11 shows an example of a corrected retardation amount map for high temperature oxidation reaction by premixed combustion. This corrected retard amount map is obtained by simplifying the change in the retard amount of the reaction start timing (corrected retard amount) with respect to the change in the fuel additive mixture rate using the Wiebe function.

図１１に示すものにあっては燃料添加剤混入率が「０」〜「ｍｒ２」まで変化する場合に、燃料添加剤混入率が「０」である場合の遅角量を「０」とし、燃料添加剤混入率が「ｍｒ２」である場合の遅角量を「ＣＡ１」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。   In the case shown in FIG. 11, when the fuel additive mixture rate changes from “0” to “mr2”, the retardation amount when the fuel additive mixture rate is “0” is set to “0”. The terms a and m, which are the shape parameters of the Wiebe function, are set so that the amount of retardation when the fuel additive mixture rate is “mr2” is “CA1”.

図１１に示す補正遅角量マップは、燃料添加剤混入率の変化に対する補正遅角量の変化をＷｉｅｂｅ関数によって表したものであった。これに限らず、燃料添加剤混入率の変化に対する補正遅角量の変化を一次関数で表した補正遅角量マップを利用するようにしてもよい。   The corrected retard amount map shown in FIG. 11 represents the change in the corrected retard amount with respect to the change in the fuel additive mixture rate by the Wiebe function. However, the present invention is not limited to this, and a correction delay amount map in which a change in the correction delay amount with respect to a change in the fuel additive mixing rate is expressed by a linear function may be used.

−反応量−
前述したように燃料添加剤混入率が高いほど有効燃料量は少なくなるため、その有効燃料の反応による反応量は少なくなる。この場合の反応量効率は以下の式（９）によって算出される。 -Reaction amount-
As described above, the higher the fuel additive mixing rate, the smaller the amount of effective fuel. Therefore, the amount of reaction due to the reaction of the effective fuel decreases. The reaction amount efficiency in this case is calculated by the following equation (9).

反応量効率＝基準反応量効率×燃料添加剤補正係数 …（９）
ここで、燃料添加剤補正係数は、燃料添加剤混入率の影響による反応量効率の補正量である。この燃料添加剤補正係数の設定に当たっては、予め実験やシミュレーションによって求められて作成された補正係数マップが前記ＲＯＭに記憶されており、この補正係数マップから燃料添加剤補正係数が抽出される。この燃料添加剤補正係数マップは、前述した勾配補正係数マップ（図１０）と同様の傾向を表すものとなる。つまり、燃料添加剤混入率の変化に対する燃料添加剤補正係数の変化をＷｉｅｂｅ関数によって表し、燃料添加剤混入率が高いほど燃料添加剤補正係数としては小さな値となるものとなる。 Reaction amount efficiency = reference reaction amount efficiency × fuel additive correction coefficient (9)
Here, the fuel additive correction coefficient is a correction amount of the reaction amount efficiency due to the influence of the fuel additive mixing rate. In setting the fuel additive correction coefficient, a correction coefficient map previously obtained by experiment or simulation is stored in the ROM, and the fuel additive correction coefficient is extracted from the correction coefficient map. This fuel additive correction coefficient map represents the same tendency as the above-described gradient correction coefficient map (FIG. 10). That is, the change in the fuel additive correction coefficient with respect to the change in the fuel additive mixing ratio is represented by the Wiebbe function, and the higher the fuel additive mixing ratio, the smaller the fuel additive correction coefficient.

（１−Ｂ）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。 (1-B) Creation of Ideal Heat Release Rate Waveform Model for Each Separated Reaction Form Next, creation of ideal heat release rate waveform models for each separated reaction form will be described.

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。特に、予混合燃焼による高温酸化反応における理想熱発生率波形モデルにあっては、前述した如く燃料添加剤混入率に応じて反応速度および反応開始時期のうち少なくとも一方が補正されて理想熱発生率波形モデルが作成されることになる。   By separating the reaction forms as described above, it is possible to create an ideal heat release rate waveform model in each reaction form. That is, an ideal heat release rate waveform model can be created for each of a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, a high temperature oxidation reaction by premixed combustion, and a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion. In particular, in the ideal heat release rate waveform model in the high temperature oxidation reaction by premixed combustion, the ideal heat release rate is corrected by correcting at least one of the reaction rate and the reaction start time according to the fuel additive mixing rate as described above. A waveform model will be created.

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、反応速度を二等辺三角形の斜辺の勾配とし、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作成する。以下、具体的に説明する。   In this embodiment, the ideal heat release rate waveform model is approximated to an isosceles triangle for each reaction. In other words, the ideal heat generation rate waveform with the reaction rate as the slope of the hypotenuse of the isosceles triangle, the reaction amount as the area of the isosceles triangle, and the reaction period as the base length of the isosceles triangle, starting from the reaction start temperature described above. Create a model. This will be specifically described below.

（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。 (A) Reaction rate (reaction rate gradient)
The reaction rate is set based on the reaction rate gradient, and when the ideal heat generation rate waveform model is approximated to an isosceles triangle, the reaction rate during the period in which the heat generation rate increases and the period in which the heat generation rate decreases Their absolute values are consistent with the reaction rate at.

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。   In addition, when the reaction rate in the period in which the heat generation rate decreases is lower than the reaction rate in the period in which the heat generation rate increases (when the ideal heat generation rate waveform model is an inequilateral triangle), The descending gradient is obtained by multiplying the ascending gradient by a predetermined value α (<1).

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。   In the ideal heat release rate waveform model in the high temperature oxidation reaction by diffusion combustion, the reaction rate is proportional to the injection rate waveform gradient, and the reaction rate is constant if the fuel injection pressure (common rail internal pressure) is constant.

（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。 (B) Generated heat (area)
The reaction amount efficiency [J / mm 3 ] in each reaction can be regarded as a constant (for example, 30 J / mm 3 in the case of a high temperature oxidation reaction) if the combustion period is optimized. For this reason, the generated heat amount is obtained by multiplying the reaction amount efficiency by the fuel injection amount (the effective injection amount).

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。   However, the low-temperature oxidation reaction is completed together with the high-temperature oxidation reaction, and the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion is completed alone.

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。   The amount of heat generated in this way corresponds to the area of a triangle that is an ideal heat generation rate waveform model.

（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。 (C) Combustion period (base)
The combustion period corresponding to the length of the base of the triangle is obtained from the gradient of the triangle (reaction rate) and the area of the triangle (amount of generated heat).

図１２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１２（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１２（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。   As shown in FIG. 12, the area of the triangle (corresponding to the amount of generated heat) is S, the length of the base (corresponding to the combustion period) is L, and the height (corresponding to the heat generation rate at the peak of the heat generation rate) is H. , A is the period from the start of combustion to the peak of the heat generation rate, and B is the period from the peak of the heat generation rate to the end of combustion (B = A when the ideal heat generation rate waveform model is an isosceles triangle), G is the ascending gradient (corresponding to the reaction rate during the period when the heat generation rate increases), and α (≦ 1) is the ratio of the descending gradient (corresponding to the reaction rate during the period when the heat generation rate decreases) to this ascending gradient. In this case, the following relationship holds. 12A shows a case where the ideal heat generation rate waveform model is an isosceles triangle, and FIG. 12B shows a case where the ideal heat generation rate waveform model is an unequal triangle.

Ｈ＝Ａ×Ｇ＝Ｂ×α×Ｇ
これより、Ｂ＝Ａ／αとなる。 H = A × G = B × α × G
From this, B = A / α.

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。 S = A 2 × G / 2 + A × G × B / 2 = (1 + 1 / α) × A 2 × G / 2
Therefore, A = SQRT [2S / {(1 + 1 / α) G}].

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。 Therefore, the base length L is
L = A + B = A (1 + 1 / α)
= (1 + 1 / α) × SQRT [2S / {(1 + 1 / α) G}]
When the ideal heat release rate waveform model is an isosceles triangle, α = 1.
L = 2 × SQRT (S / G) = 2 × SQRT (30 × Fq / G).

（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。 (Fq is the fuel injection amount (effective injection amount). As described above, when the heat generation amount per 1 mm 3 of fuel is 30 J, “30 × Fq” is the triangular area S)
In this way, the combustion period is determined when the injection amount (injection amount command value: a value correlated with the generated heat amount) and the gradient (reaction rate) are given.

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１３（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一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１３（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。   Hereinafter, the reason why the ideal heat generation rate waveform model can be approximated to a triangle (especially an isosceles triangle) will be described. FIG. 13A shows the relationship between the elapsed time when fuel is injected from the injector 23 and the amount of fuel supplied into the cylinder in one reaction mode (the amount of fuel used in that reaction mode). ing. In FIG. 13A, the fuel injection period in which the fuel supply amount is obtained is divided into ten periods. That is, the fuel injection period is divided into ten periods in which the fuel supply amounts are equal to each other, and the period numbers from the first period to the tenth period are assigned to each. That is, after the fuel injection in the first period is completed, the fuel injection in the second period is started without interruption, and after the fuel injection in the second period is completed, the fuel injection is interrupted. The fuel injection is continued until the end of the tenth period in such an injection form that the fuel injection in the third period is started without any change.

また、図１３（ｂ）は前記各期間で噴射された燃料の反応量（この図１３（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１３（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１３（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１３（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。   FIG. 13 (b) shows the reaction amount of the fuel injected in each period (the one shown in FIG. 13 (b) is the exothermic amount in the exothermic reaction). As shown in FIG. 13 (b), fuel injection in the first period is started and fuel injection in the second period is started (period t1 in FIG. 13 (b)). Only the reaction of the fuel injected in the first period is performed. The fuel injected in the first period is from the start of fuel injection in the second period until the start of fuel injection in the third period (period t2 in FIG. 13B). And the reaction of the fuel injected in the second period are performed together. In this way, every time a new injection period is reached, the total reaction amount of fuel gradually increases (the total reaction amount increases by the amount of fuel in the period during which new injection is started). This increase period corresponds to the positive gradient period (advanced period relative to the peak position of the reaction) of the ideal heat release rate waveform model.

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１３（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１３（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１３（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。   Thereafter, the reaction of the fuel injected in the first period ends. At this time (timing T1 in FIG. 13B), the reaction of the fuel injected in the second period and thereafter is not completed, and the reaction of the fuel injected in the second period to the tenth period is not completed. continuing. When the reaction of the fuel injected in the second period is completed (timing T2 in FIG. 13B), the reaction of the fuel injected in the third period and thereafter is not completed, so the third period The reaction of the fuel injected in the tenth period will continue. In this way, the reaction of the fuel injected in each period ends in sequence, so that the total reaction amount of the fuel gradually decreases (the total reaction amount decreases by the amount of fuel for which the reaction has ended). Go). This decrease period (the period in which the reaction amount is indicated by a broken line in FIG. 13B) is the negative gradient period (period more retarded than the reaction peak position) of the ideal heat release rate waveform model. Equivalent to.

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。   Since the fuel reaction is performed in the above-described manner, the ideal heat generation rate waveform model can be approximated as a triangle (isosceles triangle).

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。   The above is the procedure for creating the ideal heat release rate waveform model for each reaction mode of fuel.

（１−Ｃ）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。 (1-C) Creation of ideal heat generation rate waveform model by filtering of ideal heat generation rate waveform model After creating the ideal heat generation rate waveform model as described above, this ideal heat generation rate waveform model is subjected to well-known filter processing ( For example, an ideal heat generation rate waveform is created by performing smoothing by processing using a Wiebe filter. This will be specifically described below.

図１４は、１回の噴射（単発噴射）が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された燃料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）を示している。この図１４では、本発明の理解を容易にするために、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場合の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）を示している。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は低温酸化反応における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における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。この理想熱発生率波形モデルにあっては、前述したように、燃料添加剤の影響により、予混合燃焼による高温酸化反応における理想熱発生率波形モデルIVの反応速度は低下している（噴射量の全量が燃料である場合に比べて低下している）。   FIG. 14 shows an ideal heat release rate waveform model (isosceles triangle corresponding to each reaction) in each reaction form of the fuel prepared in consideration of the fuel additive when one injection (single injection) is performed. ). In FIG. 14, in order to facilitate understanding of the present invention, an ideal heat generation rate waveform model when a vaporization reaction, a low temperature oxidation reaction, a thermal decomposition reaction, and each high temperature oxidation reaction are sequentially performed by one fuel injection. (Isosceles triangles corresponding to each reaction) are shown. Specifically, in the figure, I is the ideal heat release rate waveform model for the vaporization reaction, II is the ideal heat release rate waveform model for the low-temperature oxidation reaction, and III is the ideal heat release rate for the thermal decomposition reaction (pyrolysis reaction that is endothermic). A waveform model, IV is an ideal heat generation rate waveform model in a high temperature oxidation reaction by premixed combustion, and V is an ideal heat generation rate waveform model in a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion. In this ideal heat release rate waveform model, as described above, the reaction rate of the ideal heat release rate waveform model IV in the high temperature oxidation reaction by premixed combustion is reduced due to the influence of the fuel additive (injection amount). Compared to the case where the total amount of fuel is fuel).

また、図１５は、こ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燃料の反応を対象とした理想熱発生率波形（実線）、および、燃料添加剤の反応による熱発生率波形（破線）をそれぞれ示している。なお、燃料添加剤の反応による熱発生率波形を作成するに当たっても、前述した燃料の反応による熱発生率波形を作成する場合と同様に、各反応毎に理想熱発生率波形モデルを作成し、この理想熱発生率波形モデルのフィルタ処理によって理想熱発生率波形を作成するようにしている。この燃料添加剤を対象とした理想熱発生率波形モデルの作成および理想熱発生率波形の作成は、前述した燃料の反応に対して行う場合と同様であるのでここでの説明は省略する。   FIG. 15 shows an ideal heat generation rate waveform (solid line) targeted for the reaction of fuel created by synthesizing each waveform obtained by smoothing this ideal heat generation rate waveform model by filtering. The heat release rate waveform (broken line) due to the reaction of the fuel additive is shown. In addition, even when creating the heat release rate waveform due to the reaction of the fuel additive, as in the case of creating the heat release rate waveform due to the fuel reaction described above, create an ideal heat release rate waveform model for each reaction, An ideal heat generation rate waveform is created by filtering the ideal heat generation rate waveform model. Since the creation of the ideal heat generation rate waveform model and the creation of the ideal heat generation rate waveform for the fuel additive are the same as those performed for the fuel reaction described above, description thereof is omitted here.

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理想熱発生率波形が作成されることになる。   In this way, the ideal heat release rate waveform model (isosceles triangle) corresponding to each reaction (vaporization reaction, low temperature oxidation reaction, thermal decomposition reaction, each high temperature oxidation reaction) is smoothed by the filter processing, and the ideal heat release rate A waveform will be created.

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気筒内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が作成される。   In the actual engine 1, pilot injection, after injection, and the like are performed in addition to the main injection. Therefore, for these pilot injections and after-injections, an ideal heat release rate waveform model is created in the cylinder in the same way as described above, and this is smoothed by filtering to create an ideal heat release rate waveform. Is done.

そして、前記メイン噴射における気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。パイロット噴射とメイン噴射とが行われる場合の理想熱発生率波形については後述する。   Then, an ideal heat generation rate waveform for the entire cylinder in the main injection and these ideal heat generation rate waveforms (ideal heat generation rate waveforms for pilot injection and after injection) are combined to make one cycle. An ideal heat generation rate waveform for the target is created. An ideal heat generation rate waveform when pilot injection and main injection are performed will be described later.

図１６は、比較例として、燃料の単発噴射が行われた場合に、燃料添加剤を考慮せずに（インジェクタ２３からの噴射量の全量が燃料であると仮定して）作成された各反応形態の熱発生率波形モデルの一例を示している。図中のＩ’は気化反応の熱発生率波形モデル、II’は低温酸化反応における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における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熱発生率波形モデルである。   FIG. 16 shows, as a comparative example, each reaction created when a single injection of fuel is performed without considering the fuel additive (assuming that the total amount of injection from the injector 23 is fuel). 2 shows an example of a heat release rate waveform model of a form. In the figure, I ′ is the heat release rate waveform model of the vaporization reaction, II ′ is the heat release rate waveform model of the low-temperature oxidation reaction, III ′ is the heat release rate waveform model of the thermal decomposition reaction (pyrolysis reaction that is endothermic), IV 'Is a heat release rate waveform model in a high temperature oxidation reaction by premixed combustion, and V' is a heat release rate waveform model in a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion.

また、図１７は、図１６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熱発生率波形を示している。つまり、この図１７に示す熱発生率波形は、燃料添加が添加されていることを考慮せず、インジェクタ２３から噴射された燃料添加剤が燃料と同様の反応を行うと仮定した場合（噴射総量の全てが燃料であると見なした場合）に作成されたものとなっている。   FIG. 17 shows a heat generation rate waveform created by synthesizing respective waveforms obtained by smoothing the ideal heat generation rate waveform model of FIG. 16 by filter processing. That is, the heat release rate waveform shown in FIG. 17 does not take into account that fuel addition is added, and assumes that the fuel additive injected from the injector 23 performs the same reaction as the fuel (total injection amount). (If all of the above are considered to be fuel).

図１８は、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための図である。この図１８から明らかなように、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形と燃料添加剤を考慮して作成された熱発生率波形とは大きく乖離している。このため、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形を基準として燃焼状態の診断等を行った場合には適正な診断を行うことができない可能性がある。これに対し、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形では、この燃料添加剤の影響を反映したものとなっており、適正化が図れたものである。   FIG. 18 is a diagram for comparing an ideal heat generation rate waveform (solid line) created in consideration of the fuel additive and a heat generation rate waveform (broken line) created without considering the fuel additive. is there. As is clear from FIG. 18, the heat generation rate waveform created without considering the fuel additive and the heat generation rate waveform created with the fuel additive taken into account are greatly different. For this reason, there is a possibility that an appropriate diagnosis cannot be performed when a combustion state diagnosis or the like is performed based on a heat release rate waveform created without considering the fuel additive. On the other hand, the ideal heat generation rate waveform created in consideration of the fuel additive reflects the influence of the fuel additive and can be optimized.

以上の説明は、燃料の単発噴射が行われた場合を対象とした理想熱発生率波形の作成手法であった。１サイクル中に２回の燃料噴射が行われた場合においても同様にして理想熱発生率波形を作成することが可能である。例えばパイロット噴射とメイン噴射との２回の燃料噴射が行われた場合である。   The above description is a method of creating an ideal heat generation rate waveform for a case where a single injection of fuel is performed. Even when fuel injection is performed twice in one cycle, it is possible to create an ideal heat generation rate waveform in the same manner. For example, this is a case where two fuel injections of pilot injection and main injection are performed.

図１９は、２回の燃料噴射が行われた場合における燃料噴射率波形（下段）、燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応の理想熱発生率波形モデル（上段）、並びに、各高温酸化反応の熱発生率波形を合成することにより得られた理想熱発生率波形（中段）を示している。   FIG. 19 shows the fuel injection rate waveform (lower stage), the ideal heat release rate waveform model (upper stage) of the high-temperature oxidation reaction of each of the fuel and the fuel additive, and each high-temperature oxidation reaction when fuel injection is performed twice. The ideal heat release rate waveform (middle stage) obtained by synthesizing the heat release rate waveform is shown.

図１９の理想熱発生率波形モデルおよび熱発生率波形における図中の１Ａ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の１Ｂ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の波形（気筒内温度が燃料の拡散燃焼開始温度に達した際の波形）を示している。図中の１Ｃ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料添加剤の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の１Ｄ（破線）はパイロット噴射で噴射された燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の波形（気筒内温度が燃料添加剤の拡散燃焼開始温度に達した際の波形）を示している。また、図中の２Ａ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の２Ｂ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料の拡散燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の２Ｃ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料添加剤の予混合燃焼による高温酸化反応の波形を示している。図中の２Ｄ（実線）はメイン噴射で噴射された燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の波形を示している。   In FIG. 19, 1A (broken line) in the ideal heat generation rate waveform model and the heat generation rate waveform indicates the waveform of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel injected by the pilot injection. 1B (broken line) in the figure shows a waveform of a high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion of fuel injected by pilot injection (a waveform when the in-cylinder temperature reaches the diffusion combustion start temperature of fuel). 1C (broken line) in the figure shows a waveform of a high-temperature oxidation reaction caused by premixed combustion of the fuel additive injected by pilot injection. 1D (broken line) in the figure shows a waveform of a high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion of fuel additive injected by pilot injection (a waveform when the temperature in the cylinder reaches the diffusion combustion start temperature of fuel additive). . In addition, 2A (solid line) in the figure shows a waveform of a high-temperature oxidation reaction by premixed combustion of fuel injected by main injection. 2B (solid line) in the figure shows a waveform of a high-temperature oxidation reaction caused by diffusion combustion of fuel injected by main injection. 2C (solid line) in the figure shows the waveform of the high-temperature oxidation reaction by the premixed combustion of the fuel additive injected in the main injection. 2D (solid line) in the figure shows a waveform of a high-temperature oxidation reaction caused by diffusion combustion of the fuel additive injected in the main injection.

また、図１９における太い実線Ｘは、この２回の燃料噴射が行われた場合において燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形である。   Further, a thick solid line X in FIG. 19 is an ideal heat generation rate waveform created in consideration of the fuel additive when the fuel injection is performed twice.

このように２回の燃料噴射が行われた場合には、前述した如く、燃料添加剤混入率が高いほど、第１回目の噴射（パイロット噴射）で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなり（燃料添加剤の影響によって燃料と酸素との邂逅率が低下することによって反応速度が低くなり）、第２回目の噴射（メイン噴射）で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となる（パイロット噴射での有効燃料量が減少しており予熱量が少ないことで高温酸化反応の開始時期が遅角側となる）と共にその反応の反応速度が低くなる。   When the fuel injection is performed twice in this way, as described above, the higher the fuel additive mixture rate, the higher the temperature of the fuel injected in the first injection (pilot injection) by high-temperature oxidation due to premixed combustion. The reaction rate of the reaction decreases (the rate of reaction between the fuel and oxygen decreases due to the influence of the fuel additive, resulting in a decrease in the reaction rate), and premixing of the fuel injected in the second injection (main injection) The start time of the high-temperature oxidation reaction by combustion is retarded (the effective fuel amount in pilot injection has decreased and the preheating amount is small, so the start time of the high-temperature oxidation reaction is retarded) and the reaction The reaction rate is lowered.

また、メイン噴射を複数回に分割して実行（分割メイン噴射）した場合にあっても、各メイン噴射それぞれにおける理想熱発生率波形（燃料の反応による熱発生率波形と燃料添加剤の反応による熱発生率波形とを合成した理想熱発生率波形）同士を更に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。   Even when the main injection is divided into a plurality of times and executed (divided main injection), the ideal heat generation rate waveform in each main injection (the heat generation rate waveform due to the fuel reaction and the reaction of the fuel additive) By further synthesizing the ideal heat generation rate waveform obtained by combining the heat generation rate waveform, an ideal heat generation rate waveform for one cycle is created.

このように複数回の噴射が実行される場合に、それぞれの理想熱発生率波形を合成するに当たっては、前段（進角側）で燃料が噴射されるタイミングでの気筒内温度と、その後に（遅角側で）燃料が噴射されるタイミングでの気筒内温度とが互いに異なっていることを考慮する必要がある。具体的には、エンジンの定常運転状態において、進角側で燃料が噴射されるタイミングにおいて前記予熱等が行われていない場合には、外部から吸入される新気、気筒内の残留ガスおよびＥＧＲガス等のガスがピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始される。   When multiple injections are performed in this way, in synthesizing the ideal heat generation rate waveforms, in-cylinder temperature at the timing of fuel injection at the preceding stage (advance side), and thereafter ( It is necessary to take into account that the in-cylinder temperature at the timing of fuel injection is different from each other (on the retard side). Specifically, in the steady operation state of the engine, when the preheating or the like is not performed at the timing of fuel injection on the advance side, fresh air sucked from the outside, residual gas in the cylinder, and EGR The reaction is started based on the compressed gas temperature resulting from the temperature rise of the gas such as gas as the piston 13 moves.

なお、エンジンの始動時やフューエルカットからの燃料噴射復帰時等にあっては、外部から吸入される新気がピストン１３の移動に伴って温度上昇したことによる圧縮ガス温度を基点として反応が開始されることになる。一方、その遅角側で燃料が噴射される場合には、前記圧縮ガス温度に対して、既燃ガス（進角側で噴射された燃料の燃焼ガス）の温度等が加算されて温度上昇した温度場に対して燃料が噴射されることになるため、既燃ガスによる温度上昇がない場合に比べて反応開始時期が進角側に移行することになる。このことを考慮し、進角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形、および、遅角側で噴射された燃料の反応による理想熱発生率波形それぞれを前述した温度変化を考慮して求める。つまり、各噴射における各反応の開始時点等を温度管理によって規定する。これにより、各噴射における各反応の開始時点を適切に求めることが可能になる。その結果、反応の開始順序や反応同士が並行される期間等を適正に規定することが可能になり、各噴射に応じて作成された理想熱発生率波形を合成することによる理想熱発生率波形を高い精度で作成することが可能になる。   When starting the engine or returning the fuel injection from the fuel cut, the reaction starts based on the compressed gas temperature due to the rise in temperature of the fresh air drawn from the outside as the piston 13 moves. Will be. On the other hand, when the fuel is injected at the retarded angle side, the temperature rises by adding the temperature of burned gas (combustion gas of fuel injected at the advanced angle side) to the compressed gas temperature. Since the fuel is injected with respect to the temperature field, the reaction start timing shifts to the advance side as compared with the case where there is no temperature increase due to the burned gas. Taking this into account, the ideal heat release rate waveform due to the reaction of fuel injected on the advance side and the ideal heat release rate waveform due to the reaction of fuel injected on the retard side are considered the temperature changes described above. Ask. That is, the start time of each reaction in each injection is defined by temperature management. Thereby, it is possible to appropriately obtain the start time of each reaction in each injection. As a result, it is possible to properly define the reaction start order, the period in which the reactions are paralleled, etc., and the ideal heat generation rate waveform by synthesizing the ideal heat generation rate waveform created for each injection Can be created with high accuracy.

（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。 (2) Creation of actual heat generation rate waveform The actual heat generation rate waveform to be compared with the ideal heat generation rate waveform is generated according to a change in the in-cylinder pressure detected by the in-cylinder pressure sensor 4A. In other words, there is a correlation between the heat generation rate in the cylinder and the in-cylinder pressure (the higher the heat generation rate, the higher the in-cylinder pressure). Therefore, from the in-cylinder pressure detected by the in-cylinder pressure sensor 4A. An actual heat generation rate waveform can be created. Since the process of creating the actual heat generation rate waveform from the detected in-cylinder pressure is known, the description thereof is omitted here.

（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。 (3) Diagnosis of combustion state by comparing ideal heat generation rate waveform and actual heat generation rate waveform As a diagnosis of combustion state (diagnosis of reaction mode), the deviation of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform Done based on size. For example, when there is a reaction form in which the divergence is equal to or greater than a preset threshold value (abnormality judgment divergence amount in the present invention), it is diagnosed that the reaction form is abnormal. Become. For example, when there is a reaction form in which the deviation of the heat generation rate is 10 [J / ° CA] or more, or the deviation of the actual heat generation rate waveform to the crank angle side (advance side or When there is a reaction form in which the delay angle deviation is 3 ° CA or more, it is diagnosed that the reaction form is abnormal. These values are not limited to this, and are set as appropriate through experiments and simulations.

例えば、図１８に実線で示した理想熱発生率波形（単発噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成され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２０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１８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（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。   For example, a case where an ideal heat generation rate waveform (ideal heat generation rate waveform created in consideration of the fuel additive when single injection is performed) shown by a solid line in FIG. 18 is created as an example. To explain, each high-temperature oxidation reaction (preliminary heat release rate waveform) is shown in FIG. If the actual heat generation rate waveform in the high-temperature oxidation reaction by mixed combustion and the high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion) is shifted to the retarded angle side and the deviation exceeds the threshold value, abnormalities have occurred in each high-temperature oxidation reaction. That is, it is diagnosed that an abnormality has occurred at the start of reaction of each high-temperature oxidation reaction.

また、図２０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。   Moreover, like the actual heat generation rate waveform indicated by the one-dot chain line in FIG. 20, the peak value of the heat generation rate waveform in each high-temperature oxidation reaction is higher than the ideal heat generation rate waveform indicated by the solid line, and the deviation thereof has a threshold value. If it exceeds, it is diagnosed that an abnormality has occurred in each high-temperature oxidation reaction, that is, an abnormality has occurred in the reaction amount in each high-temperature oxidation reaction. Such diagnosis is not limited to the high temperature oxidation reaction, but is similarly performed for the vaporization reaction, the low temperature oxidation reaction, and the thermal decomposition reaction.

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。   The parameters for diagnosing whether or not an abnormality has occurred in the reaction form are not limited to the above-described reaction time deviation (ignition delay, etc.) or the peak value deviation of the heat release rate waveform, but the reaction rate. Deviation, reaction period deviation, peak phase, and the like.

（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。 (4) Correction of control parameter of engine 1 according to diagnosis result In the diagnosis of the combustion state by comparing the ideal heat generation rate waveform and the actual heat generation rate waveform, the actual heat generation rate with respect to the ideal heat generation rate waveform as described above. When there is a reaction form in which the waveform deviation exceeds a preset threshold, it is diagnosed that an abnormality has occurred in the reaction form, and the control parameter of the engine 1 is corrected so as to reduce this deviation. .

例えば、実熱発生率波形が、図２０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。   For example, when the actual heat generation rate waveform is shown by a broken line in FIG. 20, it is determined that fuel ignition delay has occurred and oxygen is insufficient, and the intake air cooling capacity by the intercooler 61 is determined. The shortage of oxygen is eliminated by reducing the EGR gas amount by decreasing the opening degree of the EGR valve 81 or by increasing the intake supercharging rate.

また、実熱発生率波形が、図２０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。   Further, when the actual heat generation rate waveform is shown by a one-dot chain line in FIG. 20, it is determined that the reaction amount of the fuel is too large, and the fuel injection amount reduction correction, the EGR gas increase correction, etc. I do.

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、気筒内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。   As other corrective action, when the reaction start time in the actual heat generation rate waveform is on the retard side with respect to the ideal heat generation rate waveform, the intake supercharging rate is increased or the pilot in the cylinder is piloted. It is also possible to make corrections such as increasing the amount of preheating by injection.

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、気筒内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、気筒内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。   Control parameters for bringing the actual heat generation rate waveform closer to the ideal heat generation rate waveform are not limited to those described above, but include fuel injection timing, gas composition in the cylinder, intake air amount (gas amount), and various learning values. (A learned value of the fuel injection amount or fuel injection timing) may be used. For example, when the oxygen density in the cylinder is excessive or insufficient, learning is performed so as to correct the EGR gas or the intake supercharging rate as the learning value. Further, when the fuel density in the cylinder is excessive or insufficient, learning is performed such that the fuel injection timing, the fuel injection pressure, and the fuel injection amount are corrected as the learning value.

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、気筒内温度、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、これら気筒内温度、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。   Such correction of the control parameter is executed when the actual heat generation rate waveform can be substantially matched with the ideal heat generation rate waveform by the correction of the control parameter. Specifically, it is executed when the deviation amount of the actual heat generation rate waveform with respect to the ideal heat generation rate waveform is equal to or less than a predetermined correctable deviation amount. This correctable deviation amount is set in advance by experiment or simulation. When the deviation amount of the actual heat generation rate waveform with respect to the ideal heat generation rate waveform exceeds the correctable deviation amount, the correction amount of the control parameter exceeds the predetermined guard value. Diagnose that a failure has occurred in a part of the devices constituting the system 1. Specifically, when the lower limit values of the in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density are set in advance, and any of these in-cylinder temperature, oxygen density, and fuel density is lower than the lower limit value, If the correction amount of the control parameter of the engine 1 exceeds a predetermined guard value, it is diagnosed that the engine 1 has failed.

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。   In this case, without correcting the control parameter, for example, the MIL (warning lamp) on the meter panel in the passenger compartment is lit to urge the driver to warn, and the diagnosis provided in the ECU 100 has abnormality information. Will be written.

以上説明したように、本実施形態では、燃料に添加されている燃料添加剤を考慮して理想熱発生率波形の形状を規定している。これにより、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能になる。このため、作成された理想熱発生率波形に高い信頼性を得ることが可能になる。   As described above, in the present embodiment, the shape of the ideal heat generation rate waveform is defined in consideration of the fuel additive added to the fuel. This makes it possible to create a proper ideal heat generation rate waveform. For this reason, it becomes possible to obtain high reliability in the created ideal heat generation rate waveform.

また、本実施形態では、前記燃料の複数の反応形態それぞれに対して作成された理想熱発生率波形モデルをフィルタ処理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、燃料の複数の反応形態それぞれに対し、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、その反応形態に異常が生じていると診断することができる。つまり、各反応形態を個別に扱い、それぞれについて異常の有無を診断することができる。このため、異常が生じている反応形態の特定を高い精度で行うことができ、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（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）、その反応形態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することができる。   Further, in this embodiment, an ideal heat generation rate waveform for the entire cylinder is created by filtering the ideal heat generation rate waveform model created for each of the plurality of reaction forms of the fuel. The combustion state is diagnosed using the ideal heat release rate waveform. For this reason, when the actual heat generation rate waveform deviates from the ideal heat generation rate waveform by a predetermined amount or more for each of the plurality of fuel reaction forms, it is possible to diagnose that the reaction form is abnormal. it can. That is, each reaction form can be handled individually and the presence or absence of abnormality can be diagnosed for each. For this reason, it is possible to specify the reaction form in which an abnormality has occurred with high accuracy, and to improve the diagnostic accuracy. And by taking improvement measures (correction of control parameters) for the reaction form diagnosed as abnormal (when the divergence is equal to or less than a predetermined correctable deviation amount), the reaction state of the reaction form is optimized. Therefore, it is possible to correct the optimal control parameter for performing the correction, and an effective correction operation can be performed. As a result, it becomes possible to bring the entire reaction of the fuel closer to the ideal reaction (the actual heat generation rate waveform of each reaction approaches the ideal heat generation rate waveform), and the controllability of the engine 1 is greatly improved. be able to.

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。   Further, when it is diagnosed that an abnormality has occurred in the reaction, whether or not the abnormality can be resolved is determined based on a deviation amount of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform. Therefore, it is possible to accurately determine a state in which a normal reaction state is obtained by correcting the control parameter and a state in which maintenance such as component replacement is necessary.

＜３回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形＞
前述した実施形態では、１サイクル中に１回または２回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形について説明した。ここでは、３回の燃料噴射が行われた場合の理想熱発生率波形について説明する。 <Ideal heat release rate waveform when three fuel injections are performed>
In the above-described embodiment, the ideal heat generation rate waveform in the case where fuel injection is performed once or twice in one cycle has been described. Here, an ideal heat generation rate waveform when fuel injection is performed three times will be described.

図２１〜図２５は、それぞれ３回の燃料噴射が行われた場合において、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形（実線）と、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形（破線）とを比較するための図である。各図は、燃料噴射パターン（燃料噴射量および燃料噴射時期）がそれぞれ異なっている。   FIGS. 21 to 25 are created without considering the ideal heat release rate waveform (solid line) created in consideration of the fuel additive and the fuel additive when fuel injection is performed three times. It is a figure for comparing with the heat release rate waveform (dashed line). Each figure has a different fuel injection pattern (fuel injection amount and fuel injection timing).

これら各図からも解るように、燃料添加剤を考慮して作成された理想熱発生率波形にあっては、燃料添加剤の影響によって、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期は遅角側となっており（燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形に比べて遅角側となっており）、燃料の予混合による高温酸化反応の反応速度は低下している（燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形に比べて低下している）。   As can be seen from these figures, in the ideal heat release rate waveform created in consideration of the fuel additive, the reaction start time of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel is due to the influence of the fuel additive. It is on the retarded side (it is on the retarded side compared to the heat release rate waveform created without considering the fuel additive), and the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to fuel premixing is reduced. (It is lower than the heat release rate waveform created without considering the fuel additive).

このように３回の燃料噴射が行われた場合にあっても、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形と燃料添加剤を考慮して作成された熱発生率波形とは大きく乖離している。このため、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形を基準として燃焼状態の診断等を行った場合には適正な診断を行うことができない可能性がある。本実施形態では、燃料に添加されている燃料添加剤を考慮して理想熱発生率波形の形状を規定していることにより、適正な理想熱発生率波形を作成することが可能であり、燃焼状態の診断の信頼性を高めることができる。   Even when the fuel injection is performed three times in this way, the heat generation rate waveform created without considering the fuel additive and the heat generation rate waveform created with the fuel additive taken into consideration There is a big gap. For this reason, there is a possibility that an appropriate diagnosis cannot be performed when a combustion state diagnosis or the like is performed based on a heat release rate waveform created without considering the fuel additive. In the present embodiment, by defining the shape of the ideal heat generation rate waveform in consideration of the fuel additive added to the fuel, it is possible to create an appropriate ideal heat generation rate waveform and combustion The reliability of the state diagnosis can be increased.

なお、図２４および図２５に示すように、ピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）よりも所定量以上の遅角量でアフタ噴射が行われるものにあっては、このアフタ噴射で噴射された燃料および燃料添加剤の反応にあっては、燃料添加剤を考慮せずに作成された熱発生率波形と燃料添加剤を考慮して作成された熱発生率波形とは一致している（図中の期間Ｔを参照）。これは、このアフタ噴射の実行タイミングでは、気筒内のガス温度は既に燃料添加剤の拡散燃焼による高温酸化反応の開始温度（例えば１４００Ｋ）よりも高くなっており、燃料中に含まれる燃料添加剤は、燃料と共に、噴射後直ちに拡散燃焼による高温酸化反応を開始しているためである。つまり、燃料添加剤の有無に関わらず、噴射量の全量が拡散燃焼による高温酸化反応を開始しているためである。   As shown in FIGS. 24 and 25, in the case where after-injection is performed with a retard amount greater than a predetermined amount from the compression top dead center (TDC) of the piston 13, the after-injection is performed. In the reaction of the fuel and the fuel additive, the heat release rate waveform created without considering the fuel additive and the heat release rate waveform created taking into account the fuel additive match (Fig. Middle period T). This is because at the execution timing of the after injection, the gas temperature in the cylinder is already higher than the start temperature (for example, 1400 K) of the high-temperature oxidation reaction due to diffusion combustion of the fuel additive, and the fuel additive contained in the fuel This is because a high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion is started immediately after fuel injection together with fuel. That is, regardless of the presence or absence of the fuel additive, the entire injection amount starts a high-temperature oxidation reaction by diffusion combustion.

＜有効燃料量不足の解消＞
前述の如く作成された理想熱発生率波形の利用形態としては、前記燃焼状態の診断には限定されない。例えば、作成された理想熱発生率波形を検証することで、有効燃料量が不足する状況にあるか否かを判断するようにしてもよい。この場合、有効燃料量が不足する状況にあると判断された際には、この有効燃料量の不足を解消するための動作を実行することになる。以下、具体的に説明する。 <Resolving shortage of effective fuel>
The utilization form of the ideal heat generation rate waveform created as described above is not limited to the diagnosis of the combustion state. For example, by verifying the created ideal heat generation rate waveform, it may be determined whether the effective fuel amount is insufficient. In this case, when it is determined that the effective fuel amount is insufficient, an operation for eliminating the shortage of the effective fuel amount is executed. This will be specifically described below.

この有効燃料量の不足を解消するための動作として具体的には、（ｉ）予熱量不足の解消、（ii）総熱量の確保、（iii）着火遅れの解消などが挙げられる。以下、それぞれについて説明する。   Specifically, the operations for solving the shortage of effective fuel amount include (i) elimination of shortage of preheating amount, (ii) securing of total heat amount, (iii) elimination of ignition delay, and the like. Each will be described below.

（ｉ）予熱量不足の解消
作成された理想熱発生率波形を検証した場合に、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が適正時期よりも遅角しており（反応開始が遅れており）、予熱量不足（パイロット噴射による予熱量の不足）が生じる状況であると判断された場合には、その予熱量不足分に応じたパイロット噴射量（パイロット噴射での有効燃料量）が確保されるように、パイロット噴射量の増量補正を行う。つまり、ＢＴＤＣ（圧縮上死点前）の期間における燃料噴射量を増量補正する。 (I) Resolving shortage of preheat amount When the created ideal heat generation rate waveform is verified, the start time of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion of fuel is retarded from the appropriate time (the reaction start is delayed) If it is determined that the preheating amount is insufficient (preheating amount is insufficient due to pilot injection), the pilot injection amount (effective fuel amount in pilot injection) is secured according to the insufficient preheating amount. As described above, the pilot injection amount increase correction is performed. That is, the fuel injection amount in the period of BTDC (before compression top dead center) is corrected to be increased.

この増量補正量を求めるに当たっては、予熱不足量および前記燃料添加剤混入率を変数として予め記憶された演算式、または、これら予熱不足量および燃料添加剤混入率をパラメータとして予め作成された増量補正マップが利用される。つまり、予熱不足量に基づいてパイロット噴射での有効燃料量の増量分を求め、この有効燃料量の増量分が確保されるように、燃料添加剤混入率に応じてパイロット噴射での総噴射量（燃料および燃料添加剤の総量）を求めることになる。そして、燃料噴射圧に応じて、この総噴射量が得られるインジェクタ２３の開弁期間（指令噴射期間）を算出し、この開弁期間を補正することで予熱量不足の解消を図る。
（ii）総熱量の確保
作成された理想熱発生率波形を検証した場合に、燃料の高温酸化反応により発生する総熱量が不足する状況であると判断された場合には、その総熱量の不足分に応じたメイン噴射量（メイン噴射での有効燃料量）が確保されるように、メイン噴射量の増量補正を行う。この場合、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度（例えば１２００Ｋ）に達する状況にあるか否かによって増量補正を行う対象とする噴射が異なることになる。 In determining the amount of increase correction, an arithmetic expression stored in advance using the preheating deficit amount and the fuel additive mixture rate as variables, or an increase correction created in advance using the preheat deficiency amount and fuel additive mixture rate as parameters. Maps are used. That is, the amount of increase in the effective fuel amount in the pilot injection is obtained based on the insufficient amount of preheating, and the total injection amount in the pilot injection is determined in accordance with the fuel additive mixing rate so that the increase in the effective fuel amount is ensured. (Total amount of fuel and fuel additive). Then, according to the fuel injection pressure, the valve opening period (command injection period) of the injector 23 in which the total injection amount is obtained is calculated, and the valve opening period is corrected to solve the shortage of the preheating amount.
(Ii) Securing the total heat amount When the created ideal heat generation rate waveform is verified and it is determined that the total heat amount generated by the high-temperature oxidation reaction of the fuel is insufficient, the total heat amount is insufficient. Increase correction of the main injection amount is performed so that a main injection amount (effective fuel amount in main injection) corresponding to the minute is secured. In this case, the injection for which the increase correction is performed differs depending on whether or not the maximum temperature reached in the cylinder reaches the reaction start temperature (for example, 1200 K) of the fuel additive.

具体的に、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度に達する状況であれば、メイン噴射量の増量補正を行う。この場合、気筒内が最高温度（燃料添加剤の反応開始温度以上）に到達した場合、燃料添加剤が拡散燃焼による高温酸化反応を行うことに起因して総熱量が過剰になる可能性がある。この場合には、この過剰分だけ噴射量の減量補正を行うといった噴射量の調整を行う。   Specifically, if the highest temperature reached in the cylinder reaches the reaction start temperature of the fuel additive, the main injection amount increase correction is performed. In this case, when the inside temperature of the cylinder reaches the maximum temperature (above the reaction start temperature of the fuel additive), the total heat quantity may become excessive due to the fuel additive performing a high temperature oxidation reaction by diffusion combustion. . In this case, the injection amount is adjusted such that the injection amount is corrected to be reduced by the excess amount.

一方、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度に達しない状況であれば、パイロット噴射の増量補正およびメイン噴射量の増量補正を行う。これは、パイロット噴射の増量補正によって、気筒内の最高到達温度が燃料添加剤の反応開始温度に到達するようにし、燃料添加剤の燃焼を利用して総熱量を確保するためである。この場合にも、燃料添加剤の燃焼によって総熱量が過剰になる場合には、その過剰分だけメイン噴射での噴射量を減量補正することになる。   On the other hand, if the maximum temperature reached in the cylinder does not reach the reaction start temperature of the fuel additive, the pilot injection increase correction and the main injection increase correction are performed. This is for the purpose of increasing the pilot injection amount so that the highest temperature reached in the cylinder reaches the reaction start temperature of the fuel additive and ensuring the total amount of heat using combustion of the fuel additive. Also in this case, when the total heat quantity becomes excessive due to the combustion of the fuel additive, the injection quantity in the main injection is corrected to decrease by the excess quantity.

これらの噴射補正量を求めるに当たっても、総熱量の不足量を変数として予め記憶された演算式、または、総熱量の不足量をパラメータとして予め作成された補正マップが利用される。
（iii）着火遅れの解消
作成された理想熱発生率波形を検証した場合に、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期に遅れが生じる状況であると判断された場合には、その反応開始時期の遅れ量に応じてパイロット噴射の噴射時期を進角側に補正する。 In obtaining these injection correction amounts, an arithmetic expression stored in advance with the total heat quantity deficiency as a variable or a correction map created in advance with the total heat quantity deficiency as a parameter is used.
(Iii) Elimination of ignition delay When the created ideal heat release rate waveform is verified, if it is determined that there is a delay in the reaction start timing of the high-temperature oxidation reaction due to fuel premixed combustion, The injection timing of pilot injection is corrected to the advance side according to the delay amount of the reaction start timing.

具体的には、作成された理想熱発生率波形を検証した場合の予熱完了時期が過遅角している場合に、その遅角量に相当する分だけパイロット噴射の噴射時期を進角側に補正する。この場合、パイロット噴射の噴射時期を進角側に補正したことで、このパイロット噴射で噴射された燃料（予熱用の燃料）がキャビティ１３ｂの外側の領域に供給される状況となる場合には、メイン噴射の噴射量を増量補正すると共に、メイン噴射の噴射時期を進角側に補正し、これにより、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応開始時期に遅れが生じる状況を回避する。   Specifically, when the preheating completion timing when the created ideal heat generation rate waveform is verified is over-retarded, the pilot injection timing is advanced to the advance side by the amount corresponding to the retard amount. to correct. In this case, when the injection timing of the pilot injection is corrected to the advance side, the fuel (preheating fuel) injected by the pilot injection is supplied to the region outside the cavity 13b. The injection amount of the main injection is corrected to increase, and the injection timing of the main injection is corrected to the advance side, thereby avoiding a situation where a delay occurs in the reaction start timing of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of fuel.

−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。 -Other embodiments-
In the embodiment described above, the case where the present invention is applied to the in-line four-cylinder diesel engine 1 mounted on an automobile has been described. The present invention is applicable not only to automobiles but also to engines used for other purposes. Further, the number of cylinders and the engine type (separate type engine, V-type engine, horizontally opposed engine, etc.) are not particularly limited. Further, the present invention is not limited to diesel engines using light oil as fuel, but can also be applied to engines using gasoline or other fuels.

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。   In the above embodiment, the combustion state diagnosis apparatus according to the present invention is stored in the ROM of the in-vehicle ECU 100 (mounted on the vehicle), and the combustion state is diagnosed in the operating state of the engine 1. The present invention is not limited to this, and the combustion state diagnosis device is provided in an experimental device (engine bench tester), and the combustion state is diagnosed when the engine 1 is tested on the experimental device in the design stage of the engine 1. It is also possible to apply to a usage pattern in which an appropriate value of the control parameter is obtained by performing the above.

さらに、作成した理想熱発生率波形の利用形態としては、燃焼状態の診断に限らず、エンジンの設計や制御パラメータの適合値を求めるものとしてもよい。また、理想熱発生率波形から燃料添加剤の添加量を推定して燃料のセタン価を検出する場合に利用してもよい。   Furthermore, the usage form of the created ideal heat generation rate waveform is not limited to the diagnosis of the combustion state, but may be an engine design and a value for adapting control parameters. Moreover, you may utilize when estimating the addition amount of a fuel additive from an ideal heat release rate waveform, and detecting the cetane number of a fuel.

加えて、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。   In addition, in the above-described embodiment, the engine 1 to which the piezo injector 23 that changes the fuel injection rate by being in a fully opened valve state only during the energization period is described. However, the present invention applies a variable injection rate injector. It can also be applied to the engine.

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。   INDUSTRIAL APPLICABILITY The present invention is applicable to creation of a heat release rate waveform for each reaction of fuel and diagnosis of each reaction in a diesel engine mounted on an automobile.

１ エンジン（内燃機関）
１２ シリンダボア
１３ ピストン
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
３ 燃焼室
４Ａ 筒内圧センサ
１００ ＥＣＵ
Ｉ 気化反応の理想熱発生率波形モデル
II 低温酸化反応の理想熱発生率波形モデル
III 熱分解反応の理想熱発生率波形モデル
IV 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 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 1 engine (internal combustion engine)
12 Cylinder bore 13 Piston 23 Injector (fuel injection valve)
3 Combustion chamber 4A In-cylinder pressure sensor 100 ECU
I Waveform model of ideal heat release rate for vaporization reaction
II Ideal heat release rate waveform model for low temperature oxidation reaction
III Ideal heat release rate waveform model of pyrolysis reaction
IV Ideal heat release rate waveform model of high temperature oxidation reaction by premixed combustion V Ideal heat release rate waveform model of high temperature oxidation reaction by diffusion combustion

Claims (9)

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気筒内での反応の熱発生率波形を作成する装置であって、
前記気筒内での燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の理想熱発生率波形を作成するに際し、この反応の開始時期および反応速度のうち少なくとも一方を、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤に応じて規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。 An apparatus for creating a heat release rate waveform of a reaction in the cylinder in an internal combustion engine that burns fuel injected into the cylinder from a fuel injection valve,
When creating an ideal heat generation rate waveform of a high temperature oxidation reaction by premixed combustion of fuel in the cylinder, at least one of the start time and reaction speed of the reaction is added to the fuel injected into the cylinder together with the fuel An apparatus for creating a heat release rate waveform of an internal combustion engine, characterized in that the structure is defined according to the agent. 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、
前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規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。 In the internal combustion engine heat release rate waveform creation device according to claim 1,
A configuration that defines the shape of the ideal heat release rate waveform such that the higher the fuel additive mixing rate of the fuel additive injected into the cylinder together with the fuel, the lower the reaction rate of the high-temperature oxidation reaction by premixed combustion of the fuel An apparatus for creating a heat release rate waveform of an internal combustion engine, characterized in that: 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、
１サイクル中に、気筒内に向けて複数回に亘って燃料噴射が実行される場合に、前記燃料と共に気筒内に噴射された燃料添加剤の燃料添加剤混入率が高いほど、第１回目の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の反応速度が低くなり、第２回目以降の燃料噴射で噴射された燃料の予混合燃焼による高温酸化反応の開始時期が遅角側となると共にその反応の反応速度が低くなるように理想熱発生率波形の形状を規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。 In the internal combustion engine heat release rate waveform creation device according to claim 1,
When fuel injection is executed a plurality of times toward the cylinder during one cycle, the higher the fuel additive mixing rate of the fuel additive injected into the cylinder together with the fuel, the first The reaction rate of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected by the fuel injection becomes low, and the start timing of the high-temperature oxidation reaction due to the premixed combustion of the fuel injected by the second and subsequent fuel injections is retarded. An internal combustion engine heat generation rate waveform generating device characterized in that the shape of the ideal heat generation rate waveform is defined so that the reaction rate of the reaction becomes low. 請求項１、２または３記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度は、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっており、
気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上となった時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応が開始する波形となるように理想熱発生率波形の形状を規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。 In the internal combustion engine heat release rate waveform creation device according to claim 1, 2, or 3,
The starting temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive is equal to or higher than the starting temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel,
When injection from the fuel injection valve is performed in a state where the temperature in the cylinder is lower than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive, the temperature in the cylinder starts the high temperature oxidation reaction of the fuel additive. It is characterized in that the shape of the ideal heat release rate waveform is defined so that the waveform at which the high-temperature oxidation reaction of the fuel additive remaining in the cylinder starts when the temperature becomes higher than the temperature An apparatus for creating a heat release rate waveform of an internal combustion engine. 請求項１、２または３記載の内燃機関の熱発生率波形作成装置において、
燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度は、燃料の高温酸化反応の開始温度以上となっており、
気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度未満である状態、および、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度以上である状態の両方で前記燃料噴射弁からの噴射が行われた場合に、気筒内の温度が前記燃料添加剤の高温酸化反応の開始温度に達した時点で、気筒内に残存している燃料添加剤の高温酸化反応と、この時点で前記燃料噴射弁から噴射されている燃料および燃料添加剤それぞれの高温酸化反応とが行われる波形となるように理想熱発生率波形の形状を規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。 In the internal combustion engine heat release rate waveform creation device according to claim 1, 2, or 3,
The starting temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive is equal to or higher than the starting temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel,
The fuel injection valve both in a state where the temperature in the cylinder is lower than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive and in a state where the temperature in the cylinder is equal to or higher than the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive When the injection from is performed, when the temperature in the cylinder reaches the start temperature of the high temperature oxidation reaction of the fuel additive, the high temperature oxidation reaction of the fuel additive remaining in the cylinder, and at this time The internal combustion engine is characterized in that the shape of the ideal heat generation rate waveform is defined so as to have a waveform in which the fuel injected from the fuel injection valve and the high-temperature oxidation reaction of each fuel additive are performed. Engine heat release rate waveform generator. 請求項１〜５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。 In the heat generation rate waveform creation device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 5,
The ideal heat generation rate waveform is an ideal heat generation rate waveform model composed of triangles with the reaction rate as the base point, the reaction rate as the slope, the reaction amount as the area, and the reaction period as the base length. An apparatus for creating a heat release rate waveform of an internal combustion engine, which is created by smoothing an ideal heat release rate waveform model of each reaction by filtering. 請求項１〜６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および燃料添加剤が反応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。   An ideal heat generation rate waveform obtained by the heat generation rate waveform generation device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 6, and an actual result when the fuel and the fuel additive react in the cylinder. Compared with the heat release rate waveform, if the deviation of the actual heat release rate waveform from the ideal heat release rate waveform is greater than or equal to a predetermined amount, it is diagnosed that an abnormality has occurred in the fuel reaction. A combustion state diagnostic apparatus for an internal combustion engine. 請求項７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。 The combustion state diagnosis apparatus for an internal combustion engine according to claim 7,
When there is a reaction in which the deviation of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform is greater than or equal to a predetermined abnormality determination deviation amount, and it is diagnosed that the reaction is abnormal, When the deviation of the actual heat generation rate waveform with respect to the generation rate waveform is equal to or less than a predetermined correctable deviation amount, the control parameter of the internal combustion engine is corrected to control the deviation to be less than the abnormality determination deviation amount. A combustion state diagnosis of an internal combustion engine characterized by diagnosing that a failure has occurred in the internal combustion engine when the deviation of the actual heat generation rate waveform from the ideal heat generation rate waveform exceeds the correctable deviation amount apparatus. 請求項７または８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。 The combustion state diagnosis apparatus for an internal combustion engine according to claim 7 or 8,
A combustion state diagnostic device for an internal combustion engine, which is mounted on a vehicle or mounted on an experimental device.
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