JP2015121131A - 未燃燃料排出量推定装置 - Google Patents

Abstract

【課題】未燃燃料の排出量を精度良く推定することのできる未燃燃料排出量推定装置を提供する。
【解決手段】未燃燃料の排出量を推定する未燃燃料排出量推定装置３０であって、圧力センサ４３と、噴射孔から噴射された燃料の運動量が燃料と燃焼室１４内のガスとの混合気の運動量として保存されることに基づいて、クランク角度に対する燃料の噴射方向への到達距離を推定する到達距離推定手段と、圧力センサ４３により検出された圧力に基づいて、クランク角度に対する燃料の燃焼による第１熱発生率を推定する第１熱発生率推定手段と、推定された到達距離と、推定された第１熱発生率とに基づいて、到達距離に対する燃料の燃焼による第２熱発生率を推定する第２熱発生率推定手段と、推定された第２熱発生率に基づいて、燃料の燃焼状態の空間的偏りを推定する偏り推定手段と、推定された空間的偏りに基づいて、未燃燃料の排出量を推定する排出量推定手段と、を備える。
【選択図】 図１

Description

本発明は、燃料噴射弁により噴射される燃料のうち燃焼されずに排出される未燃燃料の排出量を推定する装置に関する。

従来、エンジンの回転速度及び負荷に基づいて基準ＨＣ排出量を推定し、燃料噴射時期、空燃比、水温等で基準ＨＣ排出量を補正してＨＣ排出量（未燃燃料の排出量）を推定するものがある（特許文献１参照）。

特許第３６４２１７１号公報

本願発明者は、未燃燃料の排出量が増加する要因として、燃料の着火遅れ等により燃料の燃焼状態が空間的に変化することに着目した。これに対して、特許文献１に記載のものは、燃料の燃焼状態の空間的な変化を考慮しておらず、未燃燃料の排出量を推定する上で未だ改善の余地を残している。

本発明は、こうした課題を解決するためになされたものであり、その主たる目的は、未燃燃料の排出量を精度良く推定することのできる未燃燃料排出量推定装置を提供することにある。

以下、上記課題を解決するための手段、及びその作用効果について記載する。

本発明は、燃料噴射弁の噴射孔から内燃機関の燃焼室内に噴射される燃料のうち燃焼されずに排出される未燃燃料の排出量を推定する未燃燃料排出量推定装置であって、前記燃焼室内の圧力を検出する圧力センサと、前記噴射孔から噴射された燃料の運動量が前記燃料と前記燃焼室内のガスとの混合気の運動量として保存されることに基づいて、前記機関のクランク角度に対する前記燃料の噴射方向への到達距離を推定する到達距離推定手段と、前記圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記クランク角度に対する前記燃料の燃焼による第１熱発生率を推定する第１熱発生率推定手段と、前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と、前記第１熱発生率推定手段により推定された前記第１熱発生率とに基づいて、前記到達距離に対する前記燃料の燃焼による第２熱発生率を推定する第２熱発生率推定手段と、前記第２熱発生率推定手段により推定された前記第２熱発生率に基づいて、前記燃料の燃焼状態の空間的偏りを推定する偏り推定手段と、前記偏り推定手段により推定された前記空間的偏りに基づいて、前記未燃燃料の排出量を推定する排出量推定手段と、を備えることを特徴とする。

上記構成によれば、燃料噴射弁の噴射孔から内燃機関の燃焼室内に燃料が噴射され、燃料の燃焼時における燃焼室内の圧力が圧力センサにより検出される。

ここで、噴射孔から噴射された燃料の運動量が混合気の運動量として保存されることに基づいて、内燃機関のクランク角度に対する燃料の噴射方向への到達距離が推定される。圧力センサにより検出された圧力に基づいて、クランク角度に対する燃料の燃焼による第１熱発生率が推定される。そして、推定された到達距離と、推定された第１熱発生率とに基づいて、到達距離に対する燃料の燃焼による第２熱発生率が推定される。

この第２熱発生率は、噴射された燃料の到達距離と熱発生率との関係を表しているため、第２熱発生率に基づいて燃料の燃焼状態の空間的偏りを推定することができる。そして、推定された燃焼状態の空間的偏りに基づいて未燃燃料の排出量が推定されるため、燃料の着火遅れ等による燃焼状態の空間的変化を考慮して、未燃燃料の排出量を精度良く推定することができる。

また、本発明は、燃料噴射弁の噴射孔から内燃機関の燃焼室内に噴射される燃料のうち燃焼されずに排出される未燃燃料の排出量を推定する未燃燃料排出量推定装置であって、前記燃焼室内の圧力を検出する圧力センサと、前記噴射孔から噴射された燃料の運動量が前記燃料と前記燃焼室内のガスとの混合気の運動量として保存されることに基づいて、前記機関のクランク角度に対する前記燃料の噴射方向への到達距離を推定する到達距離推定手段と、前記圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記クランク角度に対する前記燃料の燃焼による第１熱発生率を推定する第１熱発生率推定手段と、前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と前記第１熱発生率推定手段により推定された前記第１熱発生率とに基づいて、前記クランク角度に対する前記未燃燃料の都度排出量を推定する都度排出量推定手段と、前記都度排出量推定手段により推定された前記都度排出量を、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射期間全体で積算して前記未燃燃料の総排出量を推定する総排出量推定手段と、を備えることを特徴とする。

上記構成によれば、上述した発明と同様に、クランク角度に対する燃料の燃焼による第１熱発生率が推定される。そして、推定された到達距離と推定された第１熱発生率とに基づいて、クランク角度に対する未燃燃料の都度の排出量である都度排出量が推定される。

この未燃燃料の都度排出量は、推定された到達距離及び推定された第１熱発生率、すなわち燃料の燃焼状態の空間的偏りを考慮して推定されている。このため、推定された都度排出量を、燃料の噴射期間全体で積算して未燃燃料の総排出量を推定することにより、未燃燃料の排出量を精度良く推定することができる。

車両用ディーゼルエンジンの概要を示す模式図。 燃料噴霧のモデルを示す模式図。 噴霧到達距離に対する第２熱発生率を算出する手順を示すフローチャート。 噴射圧及びガス密度と、噴霧角との関係を示すマップ。 噴射圧と収縮係数との関係を示すマップ。 噴霧の運動量と追い越しとの関係を示すタイムチャート。 第１実施形態において未燃燃料の排出量を推定する手順を示すフローチャート。 噴霧到達距離と第２熱発生率との関係を示すグラフ。 クランク角度と、噴孔から燃焼室壁面までの距離との関係を示す図。 燃焼室壁面に対する距離と未燃燃料排出係数との関係を示すグラフ。 エンジン冷却水温と未燃燃料排出係数との関係を示すグラフ。 第２実施形態において未燃燃料の排出量を推定する手順を示すフローチャート。 クランク角度と第１熱発生率との関係を示すグラフ。 噴霧到達距離、噴射圧、及び第２熱発生率の関係を示すグラフ。 噴霧到達距離、ガス密度、及び第２熱発生率の関係を示すグラフ。

（第１実施形態）
以下、第１実施形態について図面を参照して説明する。本実施形態は、車両用のディーゼルエンジン（内燃機関）に適用され、燃料噴射弁により噴射される燃料のうち燃焼されずに排出される未燃燃料の排出量を推定する推定装置として具体化している。

図１に示すように、車両は、制御装置３０、アクセルペダルの操作量を検出するアクセルセンサ４１等を備えている。

エンジン１０は、例えば４気筒のディーゼルエンジンである。なお、図１では、１つの気筒のみを示している。エンジン１０は、シリンダ１１、ピストン１２、クランク軸１３、吸気通路１５、ターボチャージャ１６、スロットルバルブ装置１９、吸気弁１７、排気弁１８、燃料ポンプ２１、コモンレール２２、燃料噴射弁２４、排気通路２５、ＥＧＲバルブ装置５２、回転速度センサ４２、筒内圧センサ４３、吸気圧センサ４４、吸気温センサ４５、燃圧センサ４６、エアフロメータ４７、Ａ／Ｆセンサ４８、水温センサ４９等を備えている。シリンダ１１及びピストン１２によって、燃焼室１４が区画されている。

吸気通路１５には、上流側から、インタークーラ５４、スロットルバルブ装置１９、サージタンク２０、及びインテークマニホールド２０ａが設けられている。インタークーラ５４は、ターボチャージャ１６によって過給された空気を冷却する。スロットルバルブ装置１９は、ＤＣモータ等のアクチュエータ１９ａにより、スロットルバルブ１９ｂの開度を調節する。サージタンク２０と各気筒の燃焼室１４とは、インテークマニホールド２０ａにより接続されている。吸気弁１７の開閉により、インテークマニホールド２０ａと燃焼室１４とが連通及び遮断される。

燃料ポンプ２１は、燃料をコモンレール２２へ圧送する。コモンレール２２（蓄圧容器）は、燃料を蓄圧状態で保持する。燃料噴射弁２４は、コモンレール２２から供給された燃料を、燃焼室１４内に噴孔（噴射孔）から直接噴射する。燃料噴射弁２４には、複数の噴孔が形成されており、噴孔の断面形状は円形となっている。

排気通路２５には、浄化装置２６が設けられている。浄化装置２６は、排気通路２５内を流通する排気を浄化する。排気弁１８の開閉により、排気通路２５と燃焼室１４とが連通及び遮断される。

吸気通路１５と排気通路２５との間には、ターボチャージャ１６が設けられている。ターボチャージャ１６は、吸気通路１５に設けられた吸気コンプレッサ１６ａと、排気通路２５に設けられた排気タービン１６ｂと、これらを連結する回転軸１６ｃとを備えている。そして、排気通路２５内を流通する排気のエネルギにより排気タービン１６ｂが回転され、その回転エネルギが回転軸１６ｃを介して吸気コンプレッサ１６ａに伝達され、吸気コンプレッサ１６ａにより吸気通路１５内の空気が圧縮される。すなわち、ターボチャージャ１６によって空気が過給される。なお、ターボチャージャ１６は、図示しない可変ベーンの開度を調節することにより、過給圧を調節可能となっている。

排気通路２５において排気タービン１６ｂの上流側部分が、ＥＧＲ通路５１を介して吸気通路１５におけるスロットルバルブ装置１９の下流側部分（サージタンク２０）に接続されている。ＥＧＲ通路５１には、ＥＧＲバルブ装置５２、ＥＧＲクーラ５３が設けられている。ＥＧＲバルブ装置５２は、ＤＣモータ等のアクチュエータ５２ａにより、ＥＧＲバルブ５２ｂの開度を調節する。ＥＧＲバルブ５２ｂの開度に応じて、排気通路２５内の排気の一部（ＥＧＲガス）が、ＥＧＲクーラ５３によって冷却された後に、吸気通路１５内の吸気に導入される。なお、アクチュエータ５２ａは、ＥＧＲバルブ５２ｂの開度を検出する機能を有している。

回転速度センサ４２は、エンジン１０の回転速度ＮＥを検出する。筒内圧センサ４３（圧力センサ）は、シリンダ１１（燃焼室１４）内の筒内圧力Ｐｃｙｌを検出する。吸気圧センサ４４は、サージタンク２０（吸気通路１５）内の圧力を検出する。吸気温センサ４５は、サージタンク２０（吸気通路１５）内の吸気温度を検出する。燃圧センサ４６は、コモンレール２２内の燃料圧力を検出する。エアフロメータ４７は、吸気通路１５内を流通する空気量（新気量）を検出する。Ａ／Ｆセンサ４８は、排気を浄化する浄化装置２６の下流において空燃比を検出する。水温センサ４９は、エンジン１０の冷却水温度ＴＨＷを検出する。

制御装置３０（ＥＣＵ）は、上記の各種センサの検出値に基づいて、燃料ポンプ２１の駆動、燃料噴射弁２４の駆動等を制御する。そして、上記推定装置（未燃燃料排出量推定装置）は、制御装置３０により構成されている。

図２は、燃料噴霧のモデルを示す模式図である。同図に破線で示す検査面（断面）について考察する。

燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから噴射された燃料は、微小な液滴となって略円錐形状（検査面では略三角形）で示す噴霧を形成する。燃料噴霧は、燃焼室１４内のガスを取り込みながら噴射方向（ｘ方向）へ進む。燃料噴霧の存在する領域（噴霧領域Ａ）内では、燃料とガス（空気及びＥＧＲガス）との混合気が形成されている。

燃料の微小な液滴の速度は、噴孔２４ａの出口断面Ｓ０（出口）での噴霧初速度ｖ０から空気抵抗を受けて低下する。このため、噴孔２４ａの出口断面Ｓ０で燃料が有してした運動量は、噴霧領域Ａ内の混合気の運動量に変換される。すなわち、噴孔２４ａから噴射された燃料の運動量は、噴霧領域Ａ内の混合気の運動量として保存される。特に、出口断面Ｓ０を通過する燃料の運動量が、噴孔２４ａから噴射方向へ距離ｘ（ｔ）（任意距離）の対象平面Ｓ１を通過する混合気の運動量と等しくなる。ｘ（ｔ）は、出口断面Ｓ０に燃料が到達した時間を０として、経過時間ｔでのｘ方向の距離である。

図３は、燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）に対する第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）を算出する手順を示すフローチャートである。この一連の処理は、制御装置３０によって、エンジン１０での１噴射毎に実行される。

まず、エンジン１０の運転状態に基づいて、燃料噴射弁２４による燃料の噴射圧Ｐｃ、噴射量Ｑ、及び噴射タイミングθｉｎｊを設定する（Ｓ１１）。具体的には、アクセルセンサ４１により検出されるアクセルペダルの操作量、及び回転速度センサ４２により検出されるエンジン１０の回転速度ＮＥを用いて、マップ等を参照して噴射圧Ｐｃ、噴射量Ｑ、及びクランク角度θに対する噴射タイミングθｉｎｊを設定する。そして、コモンレール２２内の燃料圧力が設定された噴射圧Ｐｃとなるように、燃料ポンプ２１を駆動する。このとき、燃圧センサ４６により、コモンレール２２内の燃料圧力を検出する。その後、設定された噴射タイミングθｉｎｊにおいて燃料噴射弁２４の駆動を開始して、噴射量Ｑの燃料を噴射させる（Ｓ１２）。

続いて、燃料噴射弁２４による燃料の噴射開始から燃料の燃焼終了までの期間にわたって、クランク角度θに対する筒内圧力Ｐｃｙｌ（θ）を取得する（Ｓ１３）。具体的には、筒内圧センサ４３により、都度のクランク角度θに対する筒内圧力Ｐｃｙｌ（θ）を検出させる。

続いて、噴射タイミングθｉｎｊにおけるシリンダ１１（燃焼室１４）内のガス密度ρａを算出する（Ｓ１４）。詳しくは、以下の数式１により、ガス密度ρａを算出する。

上記において、Ｐｉｍはインテークマニホールド２０ａ（サージタンク２０）内の圧力［ｋＰａ］、Ｒは気体定数［Ｊ／Ｋ／ｍｏｌ］、Ｔｉｍはインテークマニホールド２０ａ内のガス温度［ｄｅｇ］、Ｍａｉｒは空気の分子量［ｇ／ｍｏｌ］、Ｖ０は吸気行程終了時（吸気弁全閉時）のシリンダ１１（燃焼室１４）の容積、Ｖ１は噴射タイミングθｉｎｊのシリンダ１１の容積である。圧力Ｐｉｍは吸気圧センサ４４により検出し、ガス温度Ｔｉｍは吸気温センサ４５により検出し、容積Ｖ０はシリンダ１１の設計値及び吸気弁１７の閉タイミングに基づき算出し、容積Ｖ１はシリンダ１１の設計値及び噴射タイミングθｉｎｊに基づき算出する。なお、ＥＧＲガスの再循環を行っている場合等は、空気の分子量に代えてガスの組成を考慮した分子量を用いてもよい。

続いて、燃料噴霧の広がり角度である噴霧角θ０を算出する（Ｓ１５）。詳しくは、噴射圧Ｐｃ及びガス密度ρａを用いて、図４のマップを参照して噴霧角θ０を算出する。図４は、噴射圧Ｐｃ及びガス密度ρａと、噴霧角θ０との関係を示すマップであり、実験等に基づいて予め設定されている。同図に示すように、噴射圧Ｐｃが高い（噴孔２４ａから噴射される燃料の平均運動量が大きい）ほど、噴孔２４ａから噴射される燃料の噴霧角θ０（噴霧の広がり角度）が大きくなる（図２参照）。このため、噴射圧Ｐｃが高いほど、噴霧角θ０を大きくするように補正する（第１広がり角度補正手段）。また、ガス密度ρａ（空気の密度）が大きいほど、噴孔２４ａから噴射された燃料が燃焼室１４内のガス（空気）に当たって拡散する度合いが強くなる。このため、ガス密度ρａが大きいほど、噴孔２４ａから噴射された燃料の噴霧角θ０が大きくなる。このため、ガス密度ρａが大きいほど、噴霧角θ０を大きくするように補正する（第２広がり角度補正手段）。

続いて、噴射される燃料の初速度である噴霧初速度ｖ０、及び噴霧初速度ｖ０に到達するまでの到達角度遅れθｄｌｙを算出する（Ｓ１６）。以下の数式２により、燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから噴射される燃料の初速度である噴霧初速度ｖ０を算出する。

上記において、ｃは収縮係数、Ｐｃは噴射圧、Ｐｃｙｌ（θｉｎｊ）は噴射タイミングθｉｎｊにおけるシリンダ１１（燃焼室１４）内の圧力［ｋＰａ］、ρｆは燃料密度［ｍｇ／ｍｍ３］である。収縮係数ｃは、噴射圧Ｐｃを用いて、図５のマップを参照して算出する。図５は、噴射圧Ｐｃと収縮係数ｃとの関係を示すマップであり、実験等に基づいて予め設定されている。同図に示すように、噴射圧Ｐｃが高いほど、収縮係数ｃが小さくなる。筒内圧力Ｐｃｙｌ（θｉｎｊ）は、筒内圧センサ４３により検出する。

図６は、噴霧の運動量と追い越しとの関係を示すタイムチャートである。図６（ａ）に示すように、噴孔２４ａから噴射される燃料の運動量（噴霧初速度ｖ０）は、噴射開始時には低く、噴射開始からの経過時間ｔが長くなるにつれて大きくなり、その後に一定となった後に小さくなる。ここで、図６（ｂ）に示すように、噴孔２４ａから噴射される燃料の運動量（噴霧初速度ｖ０）に応じて、噴射からの経過時間ｔに対する燃料の到達距離ｘが変化する。例えば、図６（ａ）に示すＢ点，Ｃ点の運動量をそれぞれ持つ燃料は、図６（ｂ）にそれぞれＢ，Ｃで示すグラフのように到達距離ｘが変化する。このため、低い初速度（Ｂ点）で噴射された燃料が、その後に噴射された高い初速度（Ｃ点）の燃料に追い越される現象が生じる。

上記数式２により算出される噴霧初速度ｖ０（代表速度）は、Ｃ点での噴霧初速度ｖ０に到達するまでの到達時間遅れｔｄｌｙが経過して、噴射圧Ｐｃが実際にコモンレール２２内の燃料圧力になった時の噴霧初速度ｖ０となる。このため、Ｃ点の噴霧初速度ｖ０に基づき算出される燃料噴霧の到達距離ｘは、全ての燃料の到達距離ｘの最大値となる。なお、図６（ａ）の特性は、実験等に基づいて、噴射圧Ｐｃ及び噴射量Ｑと到達時間遅れｔｄｌｙとの関係として予め設定しておくことができる。このため、噴霧初速度ｖ０として、代表速度ではなく、各時刻における噴霧初速度ｖ０を用いることもできる。そして、各時刻における噴霧初速度ｖ０に基づき算出される到達距離ｘの最大値を、燃料噴霧の到達距離ｘとしてもよい。すなわち、燃料噴射弁２４による燃料の噴射期間中に、噴孔２４ａから噴射される燃料の噴霧初速度ｖ０に基づき推定される全ての燃料の到達距離ｘの最大値を、燃料の到達距離ｘとして推定する。

また、噴霧初速度ｖ０に到達するまでのクランク角度θの遅れ角度である到達角度遅れθｄｌｙを算出する。到達角度遅れθｄｌｙは、到達時間遅れｔｄｌｙに対応するクランク角度である。このため、以下の数式３により、到達角度遅れθｄｌｙを算出する。

上記において、ｔｄｌｙは実験等に基づき予め設定された到達時間遅れ、ＮＥはエンジン１０の回転速度である。回転速度ＮＥは回転速度センサ４２により検出する。

続いて、以下の数式４により、クランク角度θに対する第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）を算出する（Ｓ１７）。数式４は、熱力学方程式及び気体の状態方程式に基づいて導出される（第１熱発生率推定手段）。

上記において、Ｃｖは定積モル比熱［Ｊ／ｍｏｌ／Ｋ］、Ｒは気体定数［Ｊ／Ｋ／ｍｏｌ］、Ｖ（θ）はクランク角度θに対するシリンダ１１（燃焼室１４）の容積、Ｐｃｙｌ（θ）はＳ１３で算出したクランク角度θに対する筒内圧である。容積Ｖ（θ）は、シリンダ１１の設計値及びクランク角度θに基づき算出する。

続いて、クランク角度θに対する燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）を算出する（Ｓ１８）。詳しくは、図２に示すように、出口断面Ｓ０を通過する燃料の運動量が、距離ｘ（ｔ）の対象平面Ｓ１を通過する混合気の運動量と等しくなることから、以下の数式５が成立する。なお、対象平面Ｓ１では通過する燃料の質量が通過する空気の質量と比較して小さいことから、対象平面Ｓ１での燃料の運動量を無視している。

上記において、ρｆは燃料密度、ｄは噴孔２４ａの径、ｖ０はＳ１６で算出した噴霧初速度、ρａはＳ１４で算出した筒内ガス密度、θ０はＳ１５で算出した噴霧角、ｗ（ｔ）は対象平面Ｓ１での燃料の速度である。数式５を変形することにより、速度ｗ（ｔ）は以下の数式６で表される。

ｗ（ｔ）＝ｄｘ／ｄｔであることから、数式６を積分して変形することにより、経過時間ｔに対する噴霧の到達距離ｘ（ｔ）は以下の数式７で表される。

ここで、上記数式７において、クランク角度θでの燃料の噴射開始からの経過時間ｔを、以下の数式８により算出する。

上記において、ＮＥはクランク角度θに対応するエンジン１０の回転速度、θはクランク角度、θｉｎｊはＳ１１で設定した噴射タイミング、θｄｌｙはＳ１６で算出した到達角度遅れである。回転速度ＮＥは、回転速度センサ４２により検出する。上述したように、到達角度遅れθｄｌｙが経過した時点の噴霧初速度ｖ０で、燃料全体の噴霧初速度ｖ０を代表している。このため、その代表する噴霧初速度ｖ０を有する燃料では、噴射開始からの経過時間ｔは、実質的に到達角度遅れθｄｌｙに相当する時間分だけ短くなる。また、経過時間ｔが負の値にならないように、算出された経過時間ｔと０との最大値ｍａｘを経過時間ｔとして用いる。

数式８を数式７に代入することにより、クランク角度θに対する噴霧の到達距離ｘ（θ）は、以下の数式９で表される。

上記において、各文字の物理的意味は、上記数式６，８と同様である。この数式９により、クランク角度θに対する燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）を算出する。噴射タイミングθｉｎｊから噴射された燃料の燃焼が終了するまでの期間を含むクランク角度θの演算範囲（θｉｎｊ〜θｅｎｄ）について、到達距離ｘ（θ）を算出する（到達距離推定手段）。

続いて、到達距離ｘ（θ）に対する第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）を算出する（Ｓ１９）。
ここで、Ｓ１７で算出した第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）と、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）との間には、以下の数式１０の関係が成り立つ。

上記において、ＲＯＨＲ（θ）はＳ１７で算出した第１熱発生率、ｄθはクランク角度θの微小な変化量、ｄｘはその微小な変化量ｄθに対応する到達距離ｘ（θ）の微小な変化量である。変化量ｄｘはクランク角度θの変化量に対応する到達距離ｘ（θ）の変化量として、数式９により算出する。数式１０により、上記演算範囲について、到達距離ｘ（θ）に対する第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）を算出する（第２熱発生率推定手段）。第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）は、噴射された燃料の噴射方向の到達距離ｘ（θ）と熱発生率との関係を表している。

図７は、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）を用いて、未燃燃料の排出量を推定する手順を示すフローチャートである。この一連の処理は、制御装置３０によって、エンジン１０での１噴射毎に実行される。

まず、エンジン１０の運転状態に基づいて、基準未燃燃料排出量ＨＣｎｏｍ、基準燃焼距離ｘｎｏｍ、及び基準エンジン冷却水温ＴＨＷｎｏｍを取得する（Ｓ２１）。具体的には、予め実験等に基づいて、未燃燃料の排出量の基準値（ＨＣｎｏｍ）、燃料を燃焼させる距離の基準値（ｘｎｏｍ）、及びエンジン冷却水温の基準値（ＴＨＷｎｏｍ）を、エンジン１０の運転状態に応じてマップ等に設定しておく。そして、アクセルセンサ４１により検出されるアクセルペダルの操作量、及び回転速度センサ４２により検出されるエンジン１０の回転速度ＮＥを用いて、マップ等を参照して基準未燃燃料排出量ＨＣｎｏｍ、基準燃焼距離ｘｎｏｍ、及び基準エンジン冷却水温ＴＨＷｎｏｍを取得する。

続いて、燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）に対する第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）を読み込む（Ｓ２２）。詳しくは、図３のフローチャートのＳ１９で算出した第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）を読み込む。これにより、図８に示すように、到達距離ｘ（θ）と第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）との関係が取得される。

続いて、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）が最大となる燃料噴霧の到達距離ｘｐｅａｋを取得する（Ｓ２３）。燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから噴射された燃料は、噴射方向へ進みつつ、燃え始めて燃焼の勢いが強くなった後に燃え尽きる。このため、図８に示すように、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）は、到達距離ｘが長くなるにつれて大きくなり、ピーク（最大値）となった後に小さくなる。ここでは、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）がピークとなる到達距離ｘを、到達距離ｘｐｅａｋとして取得する（偏り推定手段）。第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）が最大となる噴射方向への燃料噴霧の到達距離ｘｐｅａｋは、噴射された燃料の燃焼の中心位置を反映する指標となり、燃料の燃焼状態の空間的偏りを表す。

続いて、到達距離ｘｐｅａｋと壁面距離Ｌｗｌとの位置関係を算出する（Ｓ２４）。図９に示すように、エンジン１０のクランク角度θに応じて、燃焼室１４を区画するピストン１２の位置が変化する。このため、燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの壁面距離Ｌｗｌ（θ）は、クランク角度θに応じて変化する。そこで、図９の下側に示すように、クランク角度θと壁面距離Ｌｗｌ（θ）との関係を示すマップ等を、予め実験や設計値等に基づき設定しておく。そして、このマップを用いて、クランク角度θに基づいて、噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの壁面距離Ｌｗｌ（θ）を算出する（壁面距離推定手段）。到達距離ｘｐｅａｋと壁面距離Ｌｗｌとの位置関係として、壁面１２ａに対する距離（到達距離ｘｐｅａｋ−Ｌｗｌ（θ））を算出する。

続いて、到達距離ｘｐｅａｋと燃焼室１４の壁面１２ａとの位置関係に対する未燃燃料排出係数を取得する（Ｓ２５）。噴射された燃料が燃焼室１４の壁面１２ａやその近傍まで到達した場合には、噴射燃料とガスとの混合気の温度や混合気の燃焼温度が低下するため、未燃燃料が生じ易くなる。そこで、到達距離ｘｐｅａｋ（推定された燃焼状態の空間的偏り）と算出された壁面距離Ｌｗｌとの位置関係に基づいて、未燃燃料の排出量を補正する未燃燃料排出係数ｋを算出する。

詳しくは、図１０に示すように、壁面１２ａに対する距離（到達距離ｘｐｅａｋ−Ｌｗｌ（θ））と、未燃燃料排出係数ｋとの関係を、予め実験等に基づいてマップに設定しておく。壁面１２ａに対する距離が０よりも小さい範囲では、燃料噴霧が壁面１２ａに衝突しておらず、壁面１２ａに対する距離が０に近付くにつれて、未燃燃料排出係数ｋは緩やかに大きくなる。壁面１２ａに対する距離が０よりも大きい範囲では、燃料噴霧が壁面１２ａに衝突しており、壁面１２ａに対する距離が０よりも大きくなるにつれて、未燃燃料排出係数ｋは急激に大きくなる。そして、このマップを用いて、Ｓ２３で算出した到達距離ｘｐｅａｋに対する未燃燃料排出係数ｋを算出する。また、このマップを用いて、Ｓ２１で算出した基準燃焼距離ｘｎｏｍに対する未燃燃料排出係数ｋｎｏｍを算出する。

続いて、水温センサ４９により、エンジン冷却水温ＴＨＷを取得する（Ｓ２６）。そして、エンジン冷却水温ＴＨＷに対する未燃燃料排出係数を取得する（Ｓ２７）。噴射された燃料が燃焼室１４の壁面１２ａやその近傍まで到達した場合、壁面１２ａの温度が低いほど噴射燃料とガスとの混合気の温度や混合気の燃焼温度が低下して、未燃燃料が生じ易くなる。燃焼室１４の壁面１２ａの温度は、エンジン冷却水温ＴＨＷを反映する。そこで、エンジン冷却水温ＴＨＷに基づいて、未燃燃料の排出量を補正する未燃燃料排出係数ｈを算出する。

詳しくは、図１１に示すように、エンジン冷却水温ＴＨＷと未燃燃料排出係数ｈとの関係を、予め実験等に基づいてマップに設定しておく。同図に示すように、エンジン冷却水温ＴＨＷが低いほど、未燃燃料排出係数ｈは大きくなる。そして、このマップを用いて、Ｓ２６で取得したエンジン冷却水温ＴＨＷに対する未燃燃料排出係数ｈを算出する。また、このマップを用いて、Ｓ２１で算出した基準エンジン冷却水温ＴＨＷｎｏｍに対する未燃燃料排出係数ｈｎｏｍを算出する。

続いて、燃料の燃焼状態の空間的偏りに基づいて、最終未燃燃料排出量ＨＣを算出する（Ｓ２８）。具体的には、以下の数式１１により、最終未燃燃料排出量ＨＣ（排出量）を算出する（排出量推定手段）。

上記において、ｋ，ｋｎｏｍはＳ２５でそれぞれ算出した未燃燃料排出係数ｋ，ｋｎｏｍであり、ｈ，ｈｎｏｍはＳ２７でそれぞれ算出した未燃燃料排出係数ｈ，ｈｎｏｍであり、ＨＣｎｏｍはＳ２１で算出した基準未燃燃料排出量である。数式１１の右辺は、エンジン１０の運転状態に応じた基準未燃燃料排出量ＨＣｎｏｍに、壁面１２ａとの位置関係に対する未燃燃料排出係数ｋと未燃燃料排出係数ｋｎｏｍとの比、及びエンジン冷却水温ＴＨＷに対する未燃燃料排出係数ｈと未燃燃料排出係数ｈｎｏｍとの比を掛けたものである。

図１３は、クランク角度θと第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）との関係を示すグラフである。クランク角度θに対して、第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）は同図に示すように変化する。

ここで、噴射圧Ｐｃのみを変化させると、到達距離ｘ（θ）に対する第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）は、図１４に示すように変化する。したがって、噴射圧Ｐｃに応じて、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）がピーク（最大値）となる到達距離ｘｐｅａｋ、すなわち燃料の燃焼状態の空間的偏りが変化する。その結果、第２熱発生率ＲＯＨＲ（θ）の最大値が同じであったとしても、最終未燃燃料排出量ＨＣが変化することとなる。

また、ガス密度ρａのみを変化させると、到達距離ｘ（θ）に対する第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）は、図１５に示すように変化する。したがって、ガス密度ρａに応じて、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）がピーク（最大値）となる到達距離ｘｐｅａｋ、すなわち燃料の燃焼状態の空間的偏りが変化する。その結果、第２熱発生率ＲＯＨＲ（θ）の最大値が同じであったとしても、最終未燃燃料排出量ＨＣが変化することとなる。

この点、本実施形態によれば、こうした燃料の燃焼状態の空間的変化を考慮して、最終未燃燃料排出量ＨＣが算出される。

以上詳述した本実施形態は、以下の利点を有する。

・推定された燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）と、推定された第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）とに基づいて、到達距離ｘ（θ）に対する燃料の燃焼による第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）が推定される。この第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）は、噴射された燃料の到達距離ｘ（θ）と熱発生率との関係を表しているため、第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）に基づいて燃料の燃焼状態の空間的偏りを推定することができる。そして、推定された燃焼状態の空間的偏りに基づいて最終未燃燃料排出量ＨＣが推定されるため、燃料の着火遅れ等による燃焼状態の空間的変化を考慮して、最終未燃燃料排出量ＨＣを精度良く推定することができる。

・燃料噴射弁２４による燃料の噴射期間中に、噴孔２４ａから噴射される燃料の噴霧初速度ｖ０に基づき推定される全ての燃料の到達距離ｘ（θ）の最大値が、燃料の到達距離ｘ（θ）として推定される。このため、燃料の噴霧初速度ｖ０の相違に起因する噴射燃料の追い越しを考慮して、燃料の到達距離ｘ（θ）を精度良く推定することができる。

・エンジン１０のクランク角度θに応じて、燃焼室１４を区画するピストン１２の位置が変化する。このため、燃料噴射弁２４の噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの距離は、クランク角度θに応じて変化する。この点、クランク角度θに基づいて、噴孔２４ａから燃焼室１４の壁面１２ａまでの壁面距離Ｌｗｌが推定されるため、壁面距離Ｌｗｌを精度良く推定することができる。

・噴射された燃料が燃焼室１４の壁面１２ａやその近傍まで到達した場合には、噴射燃料とガスとの混合気の温度や混合気の燃焼温度が低下するため、未燃燃料が生じ易くなる。この点、推定された燃焼状態の空間的偏りと推定された壁面距離Ｌｗｌとの位置関係に基づいて、最終未燃燃料排出量ＨＣが推定される。このため、燃料の燃焼による熱の発生位置と燃焼室１４の壁面１２ａとの位置関係を考慮して、最終未燃燃料排出量ＨＣを精度良く推定することができる。

・推定された第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）が最大となる噴射方向への燃料の到達距離ｘｐｅａｋは、噴射された燃料の燃焼の中心位置を反映する指標となる。このため、到達距離ｘｐｅａｋを燃焼状態の空間的偏りとして推定することにより、燃焼状態の空間的偏りを簡易に捉えることができる。

なお、第１実施形態を、以下のように変更して実施することもできる。

・燃料噴射弁２４による燃料の噴射開始から噴射終了までの第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）の積算値に対して、噴射開始からの第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）の積算値が所定割合（例えば５０％）となる、噴射方向への燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）は、噴射された燃料の燃焼の所定位置（例えば中心位置）を反映する指標となる。このため、燃料の噴射開始から推定された第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）の積算値が、燃料の噴射期間全体における第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）の積算値の所定割合となる噴射方向への燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）を、燃焼状態の空間的偏りとして推定することもできる（偏り推定手段）。これにより、燃焼状態の空間的偏りを簡易に捉えることができる。

・燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）に対する第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）の重心位置は、噴射された燃料の燃焼の中心位置を反映する指標となる。このため、燃料の噴射期間全体において、推定された到達距離ｘ（θ）と推定された第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）との乗算値の積算値を、推定された第２熱発生率ＲＯＨＲ（ｘ）の積算値で除算した燃焼重心位置ｘｃｅｎを、燃焼状態の空間的偏りとして推定することもできる（偏り推定手段）。これにより、燃焼状態の空間的偏りを簡易に捉えることができる。具体的には、以下の数式１２により、燃焼重心位置ｘｃｅｎを算出する。

（第２実施形態）
以下、第２実施形態について図面を参照して説明する。本実施形態は、推定された到達距離ｘ（θ）と推定された第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）とに基づいて、クランク角度θに対する未燃燃料の都度排出量を推定し、推定された都度排出量を、燃料噴射弁２４による燃料の噴射期間全体で積算して最終未燃燃料排出量ＨＣを推定している。その他の構成及び処理は、第１実施形態と同様であるため、説明を省略又は簡略化する。以下、第１実施形態との相違点を中心に説明する。

図１２は、未燃燃料の排出量を推定する手順を示すフローチャートである。この一連の処理は、制御装置３０によって、エンジン１０での１噴射毎に実行される。

まず、エンジン１０の運転状態に基づいて、基準未燃燃料排出量ＨＣｎｏｍ、基準未燃燃料排出量Ｋｎｏｍ、及び基準エンジン冷却水温ＴＨＷｎｏｍを取得する（Ｓ３１）。基準未燃燃料排出量ＨＣｎｏｍ、及び基準エンジン冷却水温ＴＨＷｎｏｍは、図７のＳ２１の処理と同様に算出する。また、予め実験等に基づいて、燃焼室１４の壁面１２ａとの位置関係に対する未燃燃料の排出量の基準値（Ｋｎｏｍ）を、エンジン１０の運転状態に応じてマップ等に設定しておく。そして、アクセルセンサ４１により検出されるアクセルペダルの操作量、及び回転速度センサ４２により検出されるエンジン１０の回転速度ＮＥを用いて、マップ等を参照して基準未燃燃料排出量Ｋｎｏｍを取得する。この基準未燃燃料排出量Ｋｎｏｍは、第１実施形態において基準燃焼距離ｘｎｏｍに対する未燃燃料排出係数ｋｎｏｍを用いて算出される未燃燃料の排出量に相当する。

続いて、クランク角度θの初期値を噴射タイミングθｉｎｊとし、壁面１２ａとの位置関係に対する未燃燃料排出量Ｋの初期値を０とする。

続いて、クランク角度θが、未燃燃料排出量Ｋの演算を終了する終了クランク角度θｅｎｄ以下であるか否か判定する（Ｓ３３）。終了クランク角度θｅｎｄは、燃料噴射弁２４による燃料の噴射開始から燃料の燃焼終了までの期間を含むように設定されている。この判定において、クランク角度θが、未燃燃料排出量Ｋの演算を終了する終了クランク角度θｅｎｄ以下であると判定した場合（Ｓ３３：ＹＥＳ）、クランク角度θに対する燃料噴霧の到達距離ｘ（θ）を算出する（Ｓ３４）。Ｓ３４の処理は、図３のＳ１８の処理と同様である。続いて、クランク角度θに対する第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）を算出する（Ｓ３５）。Ｓ３５の処理は、図３のＳ１７の処理と同様である。

続いて、クランク角度θに対する壁面距離Ｌｗｌ（θ）を算出する（Ｓ３６）。Ｓ３６の処理は、図７のＳ２４において、壁面距離Ｌｗｌ（θ）を算出した処理と同様である（壁面距離推定手段）。そして、到達距離（θ）と壁面距離Ｌｗｌとの位置関係として、壁面１２ａに対する距離（到達距離（θ）−Ｌｗｌ（θ））を算出する。

続いて、到達距離ｘ（θ）と燃焼室１４の壁面１２ａとの位置関係に対する未燃燃料排出係数ｋを取得する（Ｓ３７）。Ｓ３７の処理は、図７のＳ２５の処理における到達距離ｘｐｅａｋを到達距離ｘ（θ）に代えたものである。詳しくは、図１０に示すように、壁面１２ａに対する距離（到達距離ｘ（θ）−Ｌｗｌ（θ））と、未燃燃料排出係数ｋとの関係を、予め実験等に基づいてマップに設定しておく。そして、このマップを用いて、Ｓ３４で算出した到達距離ｘ（θ）に対する未燃燃料排出係数ｋを算出する。

続いて、前回（ｎ−１回）までに算出した未燃燃料排出量Ｋ（積算値）に、今回（ｎ回）に算出した未燃燃料排出量ｋｎを加算する（Ｓ３８）。ここで、以下の数式１３により、未燃燃料排出量ｋｎ（都度排出量）を算出する（都度排出量推定手段）。

上記において、ｋ（ｘ（θ）−Ｌｗｌ（θ））は壁面１２ａに対する距離（到達距離ｘ（θ）−Ｌｗｌ（θ））を図１０に適用して算出した未燃燃料排出係数ｋ、ＲＯＨＲ（θ）はＳ３５で算出した第１熱発生率、Δθは前回（ｎ−１回）と今回（ｎ回）とのクランク角度θの変化量である。数式１３に示すように、未燃燃料排出量ｋｎは、第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）、すなわち燃焼する燃料の量に比例する。

続いて、クランク角度θに変化量Δθを加えてクランク角度θを更新する（Ｓ３９）。その後、Ｓ３３〜Ｓ３９の処理を繰り返し実行する。

Ｓ３３の判定において、クランク角度θが、未燃燃料排出量Ｋの演算を終了する終了クランク角度θｅｎｄ以下でないと判定した場合（Ｓ３３：ＮＯ）、エンジン冷却水温ＴＨＷを取得する（Ｓ４０）。そして、エンジン冷却水温ＴＨＷに対する未燃燃料排出係数を取得する（Ｓ４１）。Ｓ４０，Ｓ４１の処理は、図７のＳ２６，Ｓ２７の処理と同様である。

続いて、以下の数式１４により、最終未燃燃料排出量ＨＣ（総排出量）を算出する（Ｓ４２、総排出量推定手段）。

上記において、ＫはＳ３８の処理で算出した未燃燃料排出量の最終値であり、ＫｎｏｍはＳ３１の処理で算出した基準未燃燃料排出量であり、ｈ，ｈｎｏｍはＳ４１でそれぞれ算出した未燃燃料排出係数ｈ，ｈｎｏｍであり、ＨＣｎｏｍはＳ３１で算出した基準未燃燃料排出量である。数式１４の右辺は、エンジン１０の運転状態に応じた基準未燃燃料排出量ＨＣｎｏｍに、壁面１２ａとの位置関係に対する未燃燃料排出量Ｋと基準未燃燃料排出量Ｋｎｏｍとの比、及びエンジン冷却水温ＴＨＷに対する未燃燃料排出係数ｈと未燃燃料排出係数ｈｎｏｍとの比を掛けたものである。

本実施形態においても、図１３〜１５に示した燃料の燃焼状態の空間的変化を考慮して、最終未燃燃料排出量ＨＣが算出される。

以上詳述した本実施形態は、以下の利点を有する。ここでは、第１実施形態と相違する利点のみを述べる。

・推定された到達距離ｘ（θ）と推定された第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）とに基づいて、クランク角度θに対する未燃燃料の都度の排出量である未燃燃料排出量ｋｎが推定される。この未燃燃料排出量ｋｎは、推定された到達距離ｘ（θ）及び推定された第１熱発生率ＲＯＨＲ（θ）、すなわち燃料の燃焼状態の空間的偏りを考慮して推定されている。このため、推定された未燃燃料排出量ｋｎを、燃料の噴射期間全体で積算して最終未燃燃料排出量ＨＣを推定することにより、最終未燃燃料排出量ＨＣを精度良く推定することができる。

・推定された到達距離ｘ（θ）と推定された壁面距離Ｌｗｌ（θ）との位置関係に基づいて、都度の未燃燃料排出量ｋｎが推定される。このため、燃料の到達距離ｘ（θ）と燃焼室１４の壁面１２ａとの位置関係を考慮して、都度の未燃燃料排出量ｋｎ、ひいては最終未燃燃料排出量ＨＣを精度良く推定することができる。

なお、上記の各実施形態を、以下のように変更して実施することもできる。

・噴孔２４ａ（噴射孔）から噴射される燃料の運動量が大きいほど、噴霧角θ０（広がり角度）を大きくするように補正する第１広がり角度補正手段を省略することもできる。また、ガス密度ρａが大きいほど、噴霧角θ０を大きくするように補正する第２広がり角度補正手段を省略することもできる。それらの場合は、噴霧角θ０として、予め実験等に基づき設定した所定値を用いることができる。

・上記実施形態では、車両用のディーゼルエンジンに、未燃燃料の排出量を推定する推定装置としての制御装置３０（ＥＣＵ）を適用した。しかしながら、試験装置に搭載されたディーゼルエンジンに、未燃燃料の排出量を推定する推定装置としてのＰＣ（Personal Computer）等を適用することもできる。

１０…エンジン、１４…燃焼室、２４…燃料噴射弁、２４ａ…噴孔、３０…制御装置、４３…筒内圧センサ。

Claims (9)

1. 燃料噴射弁（２４）の噴射孔（２４ａ）から内燃機関（１０）の燃焼室（１４）内に噴射される燃料のうち燃焼されずに排出される未燃燃料の排出量を推定する未燃燃料排出量推定装置（３０）であって、
   前記燃焼室内の圧力を検出する圧力センサ（４３）と、
   前記噴射孔から噴射された燃料の運動量が前記燃料と前記燃焼室内のガスとの混合気の運動量として保存されることに基づいて、前記機関のクランク角度（θ）に対する前記燃料の噴射方向への到達距離（ｘ（θ））を推定する到達距離推定手段と、
   前記圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記クランク角度に対する前記燃料の燃焼による第１熱発生率（ＲＯＨＲ（θ））を推定する第１熱発生率推定手段と、
   前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と、前記第１熱発生率推定手段により推定された前記第１熱発生率とに基づいて、前記到達距離に対する前記燃料の燃焼による第２熱発生率（ＲＯＨＲ（ｘ））を推定する第２熱発生率推定手段と、
   前記第２熱発生率推定手段により推定された前記第２熱発生率に基づいて、前記燃料の燃焼状態の空間的偏りを推定する偏り推定手段と、
   前記偏り推定手段により推定された前記空間的偏りに基づいて、前記未燃燃料の排出量を推定する排出量推定手段と、
   を備えることを特徴とする未燃燃料排出量推定装置。
2. 前記到達距離推定手段は、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射期間中に、前記噴射孔から噴射される前記燃料の初速度に基づき推定される全ての燃料の前記到達距離の最大値を、前記到達距離として推定する請求項１に記載の未燃燃料排出量推定装置。
3. 前記クランク角度に基づいて、前記噴射孔から前記燃焼室の壁面までの壁面距離（Ｌｗｌ（θ））を推定する壁面距離推定手段を備え、
   前記排出量推定手段は、前記偏り推定手段により推定された前記空間的偏りと、前記壁面距離推定手段により推定された前記壁面距離との位置関係に基づいて、前記未燃燃料の排出量を推定する請求項１又は２に記載の未燃燃料排出量推定装置。
4. 前記偏り推定手段は、前記第２熱発生率推定手段により推定された前記第２熱発生率が最大となる前記噴射方向への前記燃料の距離を、前記空間的偏りとして推定する請求項１〜３のいずれか１項に記載の未燃燃料排出量推定装置。
5. 前記偏り推定手段は、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射開始から前記第２熱発生率推定手段により推定された前記第２熱発生率の積算値が、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射期間全体における前記積算値の所定割合となる前記噴射方向への前記燃料の距離を、前記空間的偏りとして推定する請求項１〜３のいずれか１項に記載の未燃燃料排出量推定装置。
6. 前記偏り推定手段は、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射期間全体において、前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と前記第２熱発生率推定手段により推定された前記第２熱発生率との乗算値の積算値を、前記第２熱発生率推定手段により推定された前記第２熱発生率の積算値で除算した燃焼重心位置を、前記空間的偏りとして推定する請求項１〜３のいずれか１項に記載の未燃燃料排出量推定装置。
7. 燃料噴射弁（２４）の噴射孔（２４ａ）から内燃機関（１０）の燃焼室（１４）内に噴射される燃料のうち燃焼されずに排出される未燃燃料の排出量を推定する未燃燃料排出量推定装置（３０）であって、
   前記燃焼室内の圧力を検出する圧力センサ（４３）と、
   前記噴射孔から噴射された燃料の運動量が前記燃料と前記燃焼室内のガスとの混合気の運動量として保存されることに基づいて、前記機関のクランク角度（θ）に対する前記燃料の噴射方向への到達距離（ｘ（θ））を推定する到達距離推定手段と、
   前記圧力センサにより検出された前記圧力に基づいて、前記クランク角度に対する前記燃料の燃焼による第１熱発生率（ＲＯＨＲ（θ））を推定する第１熱発生率推定手段と、
   前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と前記第１熱発生率推定手段により推定された前記第１熱発生率とに基づいて、前記クランク角度に対する前記未燃燃料の都度排出量を推定する都度排出量推定手段と、
   前記都度排出量推定手段により推定された前記都度排出量を、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射期間全体で積算して前記未燃燃料の総排出量を推定する総排出量推定手段と、
   を備えることを特徴とする未燃燃料排出量推定装置。
8. 前記到達距離推定手段は、前記燃料噴射弁による前記燃料の噴射期間中に、前記噴射孔から噴射される前記燃料の初速度に基づき推定される全ての燃料の前記到達距離の最大値を、前記到達距離として推定する請求項７に記載の未燃燃料排出量推定装置。
9. 前記クランク角度に基づいて、前記噴射孔から前記燃焼室の壁面までの壁面距離を推定する壁面距離推定手段を備え、
   前記都度排出量推定手段は、前記到達距離推定手段により推定された前記到達距離と、前記壁面距離推定手段により推定された前記壁面距離との位置関係に基づいて、前記未燃燃料の前記都度排出量を推定する請求項７又は８に記載の未燃燃料排出量推定装置。

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