用于内燃机的热释放率波形生成装置和燃烧状态诊断系统

摘要

在柴油机中，气缸内部被分成腔内区域和腔外区域。针对每个区域的喷射燃料的蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应和高温氧化反应分别生成理想热释放率波形模型，每个理想热释放率波形模型由等腰三角形形成，其中每个斜线的斜率是反应速率，面积是反应量并且底边的长度是反应时段，反应开始温度作为基点。通过滤波使理想热释放率波形模型平滑并且组合理想热释放率波形来生成反应模式的理想热释放率波形，并且与从检测到的缸内压力获得的实际热释放率波形进行比较。具有大于或等于预定量的偏差的反应模式被诊断为异常。

说明书

技术领域

本发明涉及一种生成压缩自点火内燃机的热释放率波形的装置、一种 柴油机、以及一种通过利用所生成的热释放率波形来诊断实际燃烧状态的 系统。

背景技术

如传统上已知的，在用作汽车引擎等的柴油机(以下还可以简称为引 擎)中，经由实验或仿真，基于根据引擎的旋转速度和负荷而确定的引擎 操作状态，通过获得诸如燃料喷射量的各种控制参数的适当值来生成控制 映射，并且这些存储在引擎控制电子控制单元(引擎ECU)中。引擎ECU 被配置成在参照控制映射上的适当值的情况下控制引擎。

当基于引擎操作状态校正控制参数时，期望识别气缸中的燃料的反应 状态(例如，燃料的点火时刻等；以下还被称为燃烧状态)并且据此校正 控制参数，使得获得期望的反应状态。

如例如日本专利申请公布No.2011-106334(JP2011-106334A)中描 述的，用于以这种方式基于气缸中的燃料的反应状态来校正控制参数的一 种手段是已知的，其中获得燃烧时的热释放率波形并且随后校正控制参 数，使得热释放率波形变为理想波形。

然而，在生成理想热释放率波形的现有方法中，不能获得基于诸如缸 内气温的缸内环境的足够精度，并且例如当通过利用理想热释放率波形诊 断实际燃烧状态时，不能获得足够的可靠性。

本发明的发明人考虑了其原因。本发明人关注于如下事实：在现有技 术中，上述不便的起因在于使缸内气温均匀，就是说，整体缸内气温被视 为均匀的，并且通过将整个缸内视为一个燃烧区域基于缸内平均气温来确 定燃烧状态(热释放率波形)。就是说，本发明人关注于如下事实：在气 缸中可能存在明显偏离缸内平均气温的温度区域，并且这些温度差引起了 点火时刻的偏差等，并且变为确定准确的燃烧状态(生成理想热释放率波 形)的障碍。本发明人发现，通过将气缸内部分成多个区域并且针对这些 划分区域中的每个确定燃烧状态，有效地提高了可靠性。

日本专利申请公布No.2011-58377(JP2011-58377A)描述了考虑气 缸内部的区域之间的缸内气体的热损失变化的事实来估计缸内气温。然 而，为了高度准确地限定气缸内部的燃烧状态，仅考虑热损失是不够的。

发明内容

本发明提供了一种热释放率波形生成装置和一种燃烧状态诊断系统， 其能够高度准确地确定内燃机的气缸内部的燃料的燃烧状态。

作为本发明的解决方案原理，通过将气缸中的燃烧区域分成活塞的空 腔内部的内部区域和活塞的空腔外部的外部区域并且分别限定每个区域 中的燃烧状态，可以高度准确地生成热释放率波形。

具体地，本发明的一个方面提供了一种在压缩自点火内燃机中通过从 燃料喷射阀喷射到气缸中的燃料的自点火生成气缸中的燃烧的热释放率 波形的装置。该热释放率波形生成装置包括：电子控制单元，其被配置成 将气缸的内部分成设置在活塞中的空腔内部的内部区域和空腔外部的外 部区域，电子控制单元被配置成生成区域中的、存在从燃料喷射阀喷射的 燃料的至少一个区域的理想热释放率波形。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成通过基于 区域中的存在燃料的至少一个区域中的环境获得该区域中的燃料的反应 状态来生成理想热释放率波形。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成通过基于 空腔内部的内部区域和空腔外部的外部区域中的、存在从燃料喷射阀喷射 的燃料的至少一个区域中的环境计算关于该区域的所喷射的燃料的多个 反应中的每个反应的反应速率、反应量和反应时段，来生成理想热释放率 波形。

“理想热释放率波形”是在确保基于指令喷射量的燃料喷射量、基于 指令喷射压力的燃料喷射压力和基于指令喷射时段的燃料喷射时段的状 态下，在燃料效率足够高的假设下理论上应获得的热释放率波形。

用于获得燃料的反应状态的“至少一个区域中的环境”是至少一个区 域中的温度(确定反应开始时刻的参数)、至少一个区域中的氧气密度(氧 气浓度)或燃料密度(确定反应速率或反应量的参数)等。

这里，当从燃料喷射阀喷射的燃料仅存在于空腔内部的内部区域中 时，针对空腔内部的内部区域生成理想热释放率波形，并且没有针对空腔 外部的外部区域生成理想热释放率波形或者针对空腔外部的外部区域将 理想热释放率波形的热释放率设定为连续“0”。当从燃料喷射阀喷射的燃 料仅存在于空腔外部的外部区域中时，针对空腔外部的外部区域生成理想 热释放率波形，并且没有针对空腔内部的内部区域生成理想热释放率波形 或者针对空腔内部的内部区域将理想热释放率波形的热释放率设定为连 续“0”。此外，当从燃料喷射阀喷射的燃料存在于空腔内部的内部区域和 空腔外部的外部区域二者中时，针对这些空腔内部的内部区域和空腔外部 的外部区域中的每个分别生成理想热释放率波形。

通过这些配置，对于其中诸如温度和燃料密度的物理量可能彼此不同 的空腔内部的内部区域和空腔外部的外部区域中的每个，基于该区域中的 环境分别获得喷射到每个区域的燃料的反应状态(多个反应中的每个的反 应速率、反应量和反应时段)，并且分别生成理想热释放率波形。因此， 较之用于通过使气缸的整个内部的气温等均匀来确定燃烧状态(热释放率 波形)的现有技术，可以更准确地确定每个区域中的燃料的反应状态，因 此可以获得所生成的理想热释放率波形的高度可靠性。

本发明中的“生成理想热释放率波形”不限于实际绘制理想热释放率 波形，并且是例如包括如下情况的概念：曲轴的每单位旋转角度的热释放 量处于确定状态，使得允许生成理想热释放率波形。

在该热释放率波形生成装置中，燃料的多个反应可以包括蒸发反应、 低温氧化反应、热分解反应和高温氧化反应。

通过这种方式，通过针对蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应和高 温氧化反应中的每个预先获得理想热释放率波形，可以分别确定每个反应 模式。例如，当利用理想热释放率波形诊断燃烧状态时(后面描述)，可 以通过将每个理想热释放率波形与实际热释放率波形比较来确定在任何 反应中是否存在异常。具体地，蒸发反应和热分解反应是吸热反应(存在 热分解反应是放热反应的情况)，并且可以诊断在关于吸热反应的反应速 率、反应量和反应时段中的任一个中是否出现异常，因此可以提高诊断精 度。针对每个反应获得的理想热释放率波形的使用模式不限于燃烧状态的 诊断，而是使用模式还可以设计内燃机，获取控制参数的最优值等。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成对空腔内 部的内部区域进一步细分以获得理想热释放率波形。就是说，电子控制单 元可以被配置成将空腔内部的内部区域进一步分成空腔内第一燃料密度 区域和空腔内第二燃料密度区域，空腔内第一燃料密度区域为燃料喷射阀 附近的区域，空腔内第二燃料密度区域为较之空腔内第一燃料密度区域远 离燃料喷射阀的区域。电子控制单元可以被配置成通过基于这些空腔内第 一燃料密度区域和空腔内第二燃料密度区域中的每个区域内部的环境计 算关于相应的区域的每个反应的反应速率、反应量和反应时段，来获得理 想热释放率波形。

相似地，在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成 成对空腔外部的外部区域进一步细分以获得理想热释放率波形。就是说， 电子控制单元可以被配置成将空腔外部的外部区域进一步分成空腔外第 一燃料密度区域和空腔外第二燃料密度区域，空腔外第一燃料密度区域为 燃料喷射阀附近的区域，空腔外第二燃料密度区域为较之空腔外第一燃料 密度区域远离燃料喷射阀的区域。电子控制单元可以被配置成通过基于这 些空腔外第一燃料密度区域和空腔外第二燃料密度区域中的每个区域中 的环境计算关于相应的区域的每个反应的反应速率、反应量和反应时段， 来获得理想热释放率波形。

当燃料喷射量相对大时，从燃料喷射阀喷射的燃料由于其穿透力而具 有长空气距离，并且燃料喷雾的主要喷雾质量达到远离燃料喷射阀的区 域。因此，燃料密度在燃料喷射阀附近的区域中是低的，并且燃料密度在 较之上述区域远离燃料喷射阀的区域中是高的。因此，由于燃料密度的差 异引起区域之间的燃烧状态的差异。在该解决方案中，生成了理想热释放 率波形的区域基于燃烧状态的差异被进一步细分。因此，可以更准确地确 定每个区域中的燃料的反应模式。结果，可以获得关于所获得的理想热释 放率波形的高度可靠性。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成通过组合 获得了相应的理想热释放率波形的区域的理想热释放率波形来生成气缸 的整个内部的理想热释放率波形。

因此，较之用于通过使气缸的整个内部的气温等均匀来确定热释放率 波形的现有技术，所生成的关于气缸的整个内部的理想热释放率波形具有 高度可靠性。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成获得区域 中的存在从燃料喷射阀喷射的燃料的至少一个区域中的悬浮未燃燃料量， 电子控制单元被配置成通过根据有效燃料量、基于区域中的环境获得燃料 的反应状态来生成理想热释放率波形，有效燃料量是通过从存在燃料的区 域中的燃料量减去悬浮未燃燃料量而获得的。

因此，基于对实际反应有贡献的燃料量生成理想热释放率波形，因此 可以更加高度准确地生成热释放率波形。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成将反应开 始温度预先设定为各个反应的反应开始点，电子控制单元被配置成将每个 反应的开始时刻设定为空腔内部的内部区域和空腔外部的外部区域中的 目标区域中的温度已达到相应的区域中的反应开始温度的时刻。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成根据基准 反应速率效率和燃料量来计算反应速率，基准反应速率效率对应于在反应 的开始时刻的反应开始温度。电子控制单元可以被配置成根据基准反应量 效率和燃料量来计算反应量，基准反应量效率对应于反应开始温度，并且 电子控制单元可以被配置成根据反应速率和反应量来计算反应时段。

这里，基准反应速率效率对应于每单位燃料生成的热量的速率梯度。 例如，通过将基准反应速率效率乘以燃料量(在反应中利用的有效燃料量) 来计算反应速率。基准反应量效率对应于每单位燃料生成的热量。例如， 通过将基准反应量效率乘以燃料量(在反应中利用的有效燃料量)来计算 反应量。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成通过使基 准反应速率乘以基于引擎旋转速度的旋转速度校正系数来获得反应速率， 基准反应速率是通过使基准反应速率效率乘以燃料量而获得的。电子控制 单元可以被配置成通过使用“(基准旋转速度/实际旋转速度)²”来获得旋 转速度校正系数。

通过该配置，即使在气缸内部的气体组分变化时，仍允许获得反应速 率，作为依赖于时间段的值，因此可以提高计算精度。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成通过生成 理想热释放率波形模型来生成理想热释放率波形，理想热释放率波形模型 中的每个理想热释放率波形模型由如下三角形形成，在该三角形中，每个 斜线的斜率是反应速率，面积是反应量并且底边的长度是反应时段，每个 反应的开始时刻被设定为基点，并且通过滤波使反应的理想热释放率波形 模型平滑来生成理想热释放率波形。

通过以这种方式生成近似每个三角形的热释放率波形模型并且通过 利用相应的热释放率波形模型来生成理想热释放率波形，可以简化用于生 成的算术处理，因此可以减少诸如ECU的计算部件的负荷。

在该热释放率波形生成装置中，电子控制单元可以被配置成设定用于 确定燃料的反应状态的条件的优先顺序，使得在控制灵活性降低时优先顺 序变高。优先顺序可以是区域中的温度、区域中的氧气量和区域中的燃料 量的顺序。

例如，至少一个区域内部的温度取决于反应开始温度、压缩气体温度 (随进气温度波动)、预热量(随燃料喷射量等波动)。区域中的氧气量取 决于进气的增压率和EGR率。

本发明的另一方面提供了一种通过利用上述热释放率波形生成装置 获得的理想热释放率波形来诊断燃烧状态的系统。该燃烧状态诊断系统包 括：电子控制单元，其被配置成当燃料在气缸中实际进行反应时，将理想 热释放率波形与实际热释放率波形进行比较，电子控制单元被配置成当实 际热释放率波形相对于理想热释放率波形的偏差大于或等于预定量时，诊 断在燃料的反应中存在异常。

本发明的另一方面提供了一种用于内燃机的燃烧状态诊断系统。该燃 烧状态诊断系统包括：电子控制单元，其被配置成当在每个反应中燃料在 气缸中实际进行反应时，将理想热释放率波形与实际热释放率波形进行比 较，电子控制单元被配置成当存在如下反应时：在反应中实际热释放率波 形相对于理想热释放率波形的偏差大于或等于预定量，诊断在反应中存在 异常。

在该燃烧状态诊断系统中，电子控制单元可以被配置成基于缸内压力 来获得实际热释放率波形，缸内压力由缸内压力传感器检测。

“反应中的异常”不限于使得损害内燃机的操作的反应异常(诸如装 置故障)，而是还包括如下情况：在热释放率波形中存在偏差，使得允许 校正(或学习)内燃机的控制参数(例如，用于将排气排放或燃烧声音抑 制到限制范围的校正是可能的)。

通过该配置，在燃料的多个反应(反应模式)中的每个中，当实际热 释放率波形偏离理想热释放率波形预定量或更大时，诊断在该反应中存在 异常。就是说，每个燃料反应在特性(反应开始温度、反应速率等)上彼 此不同，因此通过将每个反应的理想特性与实际获得的(实际测量的)实 际热释放率波形的特性比较，可以高度准确地识别具有异常的反应。因此， 可以提高诊断精度。通过对诊断为异常的反应模式采取补救措施(例如， 校正内燃机的控制参数)，允许选择适于诊断为异常的反应模式的控制参 数并且校正控制参数。因此，可以显著提高内燃机的可控性。

在该燃烧状态诊断系统中，当存在如下反应时：在反应中实际热释放 率波形相对于理想热释放率波形的偏差大于或等于预定的异常确定偏差 并且电子控制单元已诊断在该反应中存在异常，电子控制单元可以被配置 成当实际热释放率波形相对于理想热释放率波形的偏差小于或等于预定 的可校正偏差时，执行用于通过校正内燃机的控制参数将偏差减小至异常 确定偏差之下的偏差的控制，并且电子控制单元可以被配置成当实际热释 放率波形相对于理想热释放率波形的偏差超过可校正偏差时，诊断在内燃 机中存在故障。

通过这种方式，当诊断在任何反应中存在异常时，基于实际热释放率 波形相对于理想热释放率波形的偏差来确定异常是否是可解决的。因此， 可以准确地区分通过校正控制参数获得的正常反应状态和需要诸如更换 零件的维护的状态。

执行用于通过校正内燃机的控制参数将偏差减小至异常确定偏差之 下的偏差的控制的情况下的控制参数是气缸中的氧气量或燃料量。气缸中 的氧气量通过氧气密度来确定，并且可以通过EGR率、进气的增压率等 调整，气缸中的燃料量通过燃料密度来确定，并且可以通过燃料喷射时刻、 燃料喷射压力或燃料喷射量来调整。另一方面，诊断在内燃机中存在故障 的情况的示例是实际热释放率波形的偏差超过可校正偏差的情况。在该情 况下，内燃机的控制参数的校正量超过预定限值，因此允许诊断在内燃机 中存在故障。具体地，预先设定缸内温度、氧气密度和燃料密度中的每个 的下限值，并且当这些缸内温度、氧气密度和燃料密度中的任一个低于相 应的下限值时，确定内燃机的控制参数的校正量超过预定限值，并且诊断 在内燃机中存在故障。

此外，该燃烧状态诊断系统可以在车辆中实现或者安装在实验设备 上。

通过上述根据本发明的热释放率波形生成装置和燃烧状态诊断系统， 气缸内部的空间被分成空腔内部的内部区域和空腔外部的外部区域，并且 随后针对每个区域获得理想热释放率波形，结果可以获得关于理想热释放 率波形的高度可靠性。当利用理想热释放率波形诊断燃烧状态的异常时， 可以提高诊断精度。

附图说明

下文将参照附图描述本发明的示例性实施例的特征、优点以及技术和 工业意义，在附图中相同的附图标记表示相同的元素，并且其中：

图1是示出根据一个实施例的柴油机及其控制系统的示意性配置的 视图；

图2是示出柴油机的每个燃烧室及其外围部分的横截面视图；

图3是示出图1中所示的诸如ECU的控制系统的配置的框图；

图4是用于示意性图示柴油机的每个燃烧室中的燃烧模式的进气和 排气系统以及每个燃烧室的示意性视图；

图5是示出柴油机的主喷射时的每个燃烧室及其外围部分的横截面 视图；

图6是柴油机的主喷射时的每个燃烧室的平面视图；

图7是示出柴油机的整个燃料喷射量基本上被朝向腔外区域喷射的 状态的每个燃烧室周围的部分的示意性视图；

图8是示出在燃料已被喷射到柴油机的腔外区域的状态下在活塞移 动到接近压缩上止点(TDC)的位置的情况下其中存在喷雾的区域的视图；

图9A是每个燃烧室周围的部分的示意性视图，其示出了整个燃料喷 射量基本上被朝向柴油机中的腔内区域喷射的状态，并且是示出在活塞朝 向压缩TDC移动的压缩冲程中喷射燃料的状态的视图；

图9B是每个燃烧室周围的部分的示意性视图，其示出了整个燃料喷 射量基本上被朝向柴油机中的腔内区域喷射的状态，并且是示出在活塞朝 向下止点(BDC)移动的膨胀冲程中喷射燃料的状态的视图；

图10是示出在燃料被喷射到柴油机中的腔内区域中时存在喷雾的区 域的视图；

图11A是每个燃烧室周围的部分的示意性视图，其示出了整个燃料 喷射量基本上被朝向柴油机中的腔外区域喷射的状态，并且是示出在活塞 朝向压缩TDC移动的压缩冲程中喷射燃料的状态的视图；

图11B是每个燃烧室周围的部分的示意性视图，其示出了整个燃料喷 射量基本上被朝向柴油机中的腔外区域喷射的状态，并且是示出在活塞朝 向BDC移动的膨胀冲程中喷射燃料的状态的视图；

图12是示出在柴油机中喷射燃料的一部分被朝向腔内区域喷射并且 其他部分朝向腔外区域喷射的状态下在活塞移动接近压缩TDC的情况下 其中存在喷雾的区域的视图；

图13是示出柴油机的燃料喷射率(曲轴的每单位旋转角度的燃料喷 射量)波形和热释放率(曲轴的每单位旋转角度的热释放量)波形之间的 相关性的示例的波形图；

图14是示出诊断柴油机的燃烧状态并且校正柴油机的控制参数的过 程的流程图；

图15是示出柴油机的旋转速度校正系数映射的曲线图；

图16A是示出柴油机中的理想热释放率波形模型并且示出理想热释 放率波形模型是等腰三角形的情况的视图；

图16B是示出柴油机中的理想热释放率波形模型并且示出理想热释 放率波形模型是不等边三角形的情况的视图；

图17示出了如下曲线图，其中(a)在图17的顶部示出了在从喷射 器喷射燃料的情况下逝去时间和针对气缸内部的燃料供给量之间的相关 性，并且(b)在图17的底部示出了在每个时段中喷射的燃料反应量；

图18是示出在柴油机中燃料被一次喷射到腔外区域的情况下在每个 反应模式中的理想热释放率波形模型的示例的视图；

图19是示出通过组合经由滤波使图18中所示的理想热释放率波形模 型平滑而获得的波形来生成的理想热释放率波形的视图；

图20是示出在柴油机中燃料被一次喷射到腔内区域的情况下在每个 反应模式中的理想热释放率波形模型的示例的视图；

图21是示出通过组合经由滤波使图20中所示的理想热释放率波形模 型平滑而获得的波形来生成的理想热释放率波形的视图；

图22是示出通过将柴油机中的关于腔外区域的理想热释放率波形与 关于腔内区域的理想热释放率波形组合而生成的关于气缸的整个内部的 理想热释放率波形的视图；

图23是示出在柴油机中燃料被一次喷射到气缸的情况下理想热释放 率波形(连续线)和实际热释放率波形(虚线和交替的长短虚线)的示例 的视图；

图24是示出在燃料被喷射到柴油机中的腔内区域的情况下喷雾的流 动的示意性视图；

图25是示出距喷射器的距离和柴油机中的燃料密度分布之间的相关 性的曲线图；

图26是示出在柴油机中从喷射器附近区域中的燃烧得到的热释放率 波形和从喷射器附近区域的外围侧的燃烧得到的热释放率波形的曲线图；

图27是示出通过组合图26中所示的热释放率波形获得的热释放率波 形的曲线图；

图28是示出在小喷射量的燃料已被喷射到柴油机中的腔外区域中的 状态下在活塞移动到压缩TDC附近的情况下其中存在喷雾的区域的视 图；以及

图29是示出在小喷射量的燃料已被喷射到柴油机中的腔内区域中的 状态下在活塞移动到压缩TDC附近的情况下其中存在喷雾的区域的视 图。

具体实施方式

在下文中，将参照附图详细描述本发明的实施例。在这些实施例中， 将描述根据本发明的燃烧状态诊断系统安装在装配在汽车上(在车辆中实 现)的共轨缸内直喷多气缸(例如，直列四缸)柴油机(压缩自点火内燃 机)的情况。

最初将描述第一实施例。将描述引擎的配置。图1是根据本实施例的 柴油机1(以下简称为引擎)及其控制系统的示意性配置视图。图2是示 出柴油机1的每个燃烧室3及其外围部分的横截面视图。

如图1中所示，根据本实施例的引擎1被配置成柴油机系统，其包括 作为主要部件的燃料供给系统2、燃烧室3、进气系统6、排气系统7等。

燃料供给系统2被配置成包括供给泵21、共轨22、喷射器(燃料喷 射阀)23、引擎燃料通道27等。

供给泵21从燃料箱汲取燃料，将汲取的燃料加压到高压，随后经由 引擎燃料通道27将高压燃料供给共轨22。共轨22具有将高压燃料保持 在预定压力的积蓄器的功能(积蓄高压燃料)，并且将积蓄的高压燃料分 送到喷射器23。每个喷射器23包括内部的压电元件，并且由压电喷射器 形成，其按照需要打开并且将燃料喷射并且供给到相应的一个燃烧室3 中。

进气系统6包括连接到在缸头15中形成的进气口15a的进气歧管63 (参见图2)。构成进气通道的进气管64连接到进气歧管63。空气滤清器 65、空气流量计43和进气节流阀(柴油节流阀)62从上游侧布置在进气 通道中。空气流量计43基于经由空气滤清器65流入进气通道的空气量输 出电信号。

排气系统7包括连接到在缸头15中形成的排气口71的排气歧管72。 构成排气通道的排气管73连接到排气歧管72。排气净化单元77布置在 排气通道中。排气净化单元77包括NOx储存还原(NSR)催化剂(排气 净化催化剂)75和柴油微粒过滤器(DPF)76。NSR催化剂75用作NOx 储存还原催化剂。柴油微粒-NOx还原系统(DPNR)催化剂可以被应用 为排气净化单元77。

这里，将参照图2描述引擎1的每个燃烧室3及其外围部分的配置。 如图2中所示，在构成引擎机体的一部分的缸体11中逐个气缸(四个气 缸中的每个)形成圆柱形缸膛12，并且活塞13容纳在每个缸膛12中以 便可以在上下方向上滑动。

每个燃烧室3形成在相应的一个活塞13的顶面13a的上侧。就是说， 每个燃烧室3由连接到缸体11的上部的缸头15的下侧面、相应的缸膛 12的内壁面和相应的活塞13的顶面13a限定。空腔(凹陷部分)13b基 本上在每个活塞13的顶面13a的中心部分处凹陷。空腔13b也构成相应 的燃烧室3的一部分。

每个空腔13b的形状具有中心部分处的小的凹陷深度(沿气缸中心线 P)。凹陷深度朝向外围侧增加。就是说，如图2中所示，在活塞13位于 压缩上止点(TDC)附近时，由相应的空腔13b形成的燃烧室3被配置 成在中心部分处形成具有相对小的体积的窄小空间并且空间朝向外围侧 逐渐扩大(形成为扩大空间)。

每个活塞13通过相应的连接杆18耦接到作为引擎输出轴的曲轴。因 此，相应的缸膛12内部的每个活塞13的往复运动经由相应的连接杆18 传送到曲轴，并且曲轴旋转。因此，获得了引擎输出。

电热塞19朝向相应的燃烧室3取向。每个电热塞19通过紧接引擎1 起动之前通过电流而变得红热，并且部分燃料喷雾朝向电热塞19喷散。 因此，每个电热塞19用作起动辅助装置，籍其便于点火和燃烧。

进气口15a和排气口71在缸头15中形成。分别打开或关闭进气口 15a的进气阀16以及分别打开或关闭排气口71的排气阀17布置在缸头 15上。将燃料直接喷射到相应的燃烧室3中的喷射器23安装在缸头15 处。每个喷射器23在竖直位置沿气缸中心线P基本上布置在相应的燃烧 室3的中心上部，并且从共轨22引入的燃料在预定时刻被朝向相应的燃 烧室3喷射。

此外，如图1中所示，涡轮增压器5连接到引擎1。涡轮增压器5包 括经由涡轮轴51彼此耦接的涡轮叶轮52和增压器叶轮53。增压器叶轮 53布置在进气管64内部，并且涡轮叶轮52布置在排气管73内部。因此， 涡轮增压器5进行所谓的增压操作，使得利用涡轮叶轮52接收的排气流 (排气压力)使增压器叶轮53旋转，并且结果增加进气压力。根据本实 施例的涡轮增压器5是可变喷嘴涡轮增压器。涡轮增压器5包括涡轮叶轮 52侧的可变喷嘴隔片机构(未示出)，并且能够通过调整可变喷嘴隔片机 构的开度来调整引擎1的增压。

中间冷却器61设置在进气系统6的进气管64中。中间冷却器61用 于强制冷却温度通过涡轮增压器5处的增压而增加的进气。

排气再循环通道(EGR通道)8连接到引擎1。EGR通道8将进气 系统6连接到排气系统7。EGR通道8通过按照需要使部分排气再循环 到进气系统6并且将部分排气再次供给燃烧室3来降低燃烧温度。因此， EGR通道8降低了所产生的NOx量。EGR阀81和EGR冷却器82设置 在EGR通道8中。EGR阀81通过电子控制无级地打开或关闭，并且能 够自由地调节流过通道8的排气的流率。EGR冷却器82用于冷却通过 EGR通道8的排气(再循环)。这些EGR通道8、EGR阀81、EGR冷 却器82等构成排气再循环装置(EGR装置)。

接下来，将描述传感器。各种传感器安装在引擎1的各部分处，并且 输出关于引擎1的相应的部分的环境条件和操作状态的信号。

例如，空气流量计43输出与进气系统6中的进气节流阀62上游部分 处的进气流率(进气量)对应的检测信号。轨压传感器41输出与储存在 共轨22中的燃料压力对应的检测信号。节流阀开度传感器42检测进气节 流阀62的开度。进气压力传感器48布置在进气歧管63中，并且输出与 进气压力对应的检测信号。进气温度传感器49布置在进气歧管63中，并 且输出与进气温度对应的检测信号。空燃比(A/F)传感器44a、44b分 别布置在NSR催化剂75的上游部分处和NSR催化剂75的下游部分处， 并且输出随着排气中的氧气浓度连续变化的检测信号。A/F传感器的布置 位置可以仅在NSR催化剂75的上游部分处或者可以仅在NSR催化剂75 的下游部分处。排气温度传感器45a、45b分别相似地布置在NSR催化剂 75的上游部分处和NSR催化剂75的下游部分处，并且输出与排气温度 对应的检测信号(排气温度)。排气温度传感器的布置位置可以仅在NSR 催化剂75的上游部分处或者可以仅在NSR催化剂75的下游部分处。

接下来，将描述电子控制单元(以下称为ECU)。ECU100包括微计 算机和输入/输出电路。微计算机由CPU、ROM、RAM等形成(未示出)。 如图3中所示，曲柄位置传感器40，轨压传感器41，节流阀开度传感器 42，空气流量计43，A/F传感器44a、44b，排气温度传感器45a、45b， 冷却剂温度传感器46，加速器操作量传感器47，进气压力传感器48，进 气温度传感器49，燃烧压力传感器(CPS)4A等连接到ECU100的输入 电路。每当引擎1的输出轴(曲轴)旋转设定的角度时，曲柄位置传感器 40输出检测信号(脉冲)。冷却剂温度传感器46输出与引擎1的冷却剂 温度对应的检测信号。加速器操作量传感器47输出与加速器踏板的下压 量对应的检测信号。CPS4A检测缸内压力。

另一方面，供给泵21、喷射器23、进气节流阀62、EGR阀81和涡 轮增压器5的可变喷嘴隔片机构(调整可变喷嘴隔片的开度的致动器)54 连接到ECU100的输出电路。

ECU100基于来自各个传感器的输出、通过利用输出值的算术表达 式获得的计算值或者ROM中存储的各个映射来对引擎1执行各种控制。

例如，ECU100对每个喷射器23进行燃料喷射控制中的引燃喷射(亚 喷射)和主喷射。

引燃喷射是在主喷射之前从每个喷射器23预先喷射少量燃料的操 作。引燃喷射是用于通过主喷射抑制燃料点火延迟来导致稳定的扩散燃烧 的喷射操作，并且还被称为亚喷射。本实施例中的引燃喷射不仅具有通过 上述主喷射抑制初始燃烧速率的功能，而且还具有增加缸内温度的预热功 能。就是说，在进行引燃喷射之后，一旦燃料喷射停止，压缩气温(缸内 温度)在主喷射开始的时间前充分增加达到燃料的自点火温度(例如， 1000K)。因此，有利地确保了通过主喷射喷射的燃料的可点火性。

主喷射是用于生成引擎1的转矩的喷射操作(用于供给扭矩生成燃料 的操作)。主喷射中的喷射量基本上被确定为使得基于操作状态，诸如引 擎旋转速度(引擎速度)、加速器操作量、冷却剂温度和进气温度，获得 所需的转矩。例如，引擎1的所需转矩值随着引擎旋转速度(基于曲柄位 置传感器40的检测值计算的引擎旋转速度(引擎速度))增加而增加，并 且随着加速器操作量(加速器操作量传感器47检测的加速器踏板的下压 量)增加(随着加速器操作量增加)而增加。据此针对主喷射设定较大的 燃料喷射量。

在燃料喷射模式的具体示例中，在相应的活塞13达到压缩TDC之 前进行引燃喷射(通过在每个喷射器23中形成的多个喷射孔的燃料喷 射)，燃料喷射一旦停止，则在预定间隔逝去之后在活塞13到达压缩TDC 附近时进行主喷射。因此，燃料通过自点火燃烧，并且通过燃烧生成的能 量被转换成用于朝向BDC向下推动活塞13的动能(变为引擎输出的能 量)、增加相应的燃烧室3中的温度的热能或者经由缸体11或缸头15辐 射到外部(例如，冷却剂)的热能。通过主喷射而喷射的燃料的燃烧模式 在喷射到空腔13b内部的燃料和喷射到空腔13b外部的燃料之间是不同 的。后面将描述这些燃料的燃烧模式。

除了上述引燃喷射和主喷射之外，在必要的情况下进行延迟喷射或后 喷射。这些喷射的功能是已知的，因此这里省略了描述。

ECU100基于引擎1的操作状态控制EGR阀81的开度，并且调整 朝向进气歧管63的排气再循环量(EGR量)。根据通过实验、仿真等预 先生成并且存储在ROM中的EGR映射来设定EGR量。EGR映射是用 于通过使用引擎旋转速度和引擎负荷作为参数来确定EGR量(EGR率) 的映射。

燃料喷射时的燃料喷射压力取决于共轨22的内部压力(共轨压力)。 通常，作为共轨内部压力，从共轨22供给喷射器23的燃料压力的目标值， 即目标轨压，随着引擎负荷增加而增加，并且随着引擎旋转速度增加而增 加。例如，根据ROM中存储的燃料压力设定映射来设定目标轨压。在本 实施例中，基于引擎负荷等在30MPa和200MPa之间调整燃料压力。

关于引燃喷射、主喷射等的燃料喷射参数的最优值根据引擎1、进气 等的温度条件而变化。

例如，ECU100调节供给泵21的燃料转移，使得共轨压力变得等于 基于引擎操作状态设定的目标轨压，即燃料喷射压力与目标喷射压力一 致。ECU100基于引擎操作状态确定燃料喷射量和燃料喷射模式。具体地， ECU100基于曲柄位置传感器40的检测值计算引擎旋转速度，基于加速 器操作量传感器47的检测值获得加速器踏板的下压量(加速器操作量)， 并且基于引擎旋转速度和加速器操作量确定总燃料喷射量(引燃喷射中的 喷射量和主喷射中的喷射量的和)。

接下来，将描述根据本实施例的引擎1中的每个燃烧室3内部的燃烧 模式的概述。图4是示意性示出如下状态的视图：其中经由进气歧管63 和相应的进气口15a将气体(空气)引入到引擎1的一个气缸中，通过从 相应的喷射器23到相应的燃烧室3中的燃料喷射进行燃烧，并且随后经 由相应的排气口71将燃烧气体排放到排气歧管72。

如图4中所示，引入到气缸中的气体包含经由进气节流阀62从进气 管64引入的新鲜空气和在EGR阀81打开时从EGR通道8引入的EGR 气体。EGR气体量相对于引入的新鲜空气量(质量)与引入的EGR气体 量(质量)的和的百分比(即，EGR率)随着EGR阀81的开度而变化。 基于操作状态按照需要通过ECU100控制EGR阀81。

以这种方式引入的新鲜空气和EGR气体穿过在进气冲程中打开的相 应的进气阀16，并且通过相应的活塞13(图4中未示出)的向下运动被 引入到气缸中以变为缸内气体。由于相应的进气阀16在基于引擎1的操 作状态(缸内气体封闭状态)确定的阀关闭时刻关闭，因此缸内气体密封 封闭在气缸中，并且随后在压缩冲程中通过相应的活塞13的向上运动而 被压缩。当活塞13到达压缩TDC附近时，由于相应的喷射器23通过上 述ECU100的喷射量控制而被打开预定时间段，因此燃料被直接喷射到 相应的燃烧室3中。例如，在活塞13到达压缩TDC之前在预定曲柄角度 位置进行引燃喷射，一旦燃料喷射停止，则在预定间隔逝去之后在活塞 13到达压缩TDC附近时进行主喷射。

图5是示出在进行主喷射时的每个燃烧室3及其外围部分的横截面视 图。图6是在燃料喷射时每个燃烧室3的平面视图(示出活塞13的顶面 的视图)。图5和图6示出了其中在主喷射中基本上全部燃料量被喷射到 空腔13b中的状态。如图6中所示，根据本实施例的引擎1的每个喷射器 23在圆周方向上具有等间隔的八个喷射孔，并且均等地通过这些喷射孔 喷射燃料。喷射孔的数目不限于八个。

通过喷射孔喷射的每个燃料喷雾F以基本上圆锥形扩散。通常，在 相对活塞13到达压缩TDC的曲柄角度位置领先的曲柄角度位置处进行引 燃喷射，并且例如，如图7中所示，基本上全部燃料喷射量被朝向空腔 13b外部的区域(活塞13的顶面13a和缸头15的下侧面之间的空间；以 下该空间被称为“腔外区域”)喷射。这对腔外区域的预热有贡献。图8 是示出在燃料已被喷射到腔外区域的状态下在活塞13移动到压缩TDC 附近的情况下其中存在喷雾的区域(喷雾存在于被图8中的虚线围绕的区 域F1中)的视图。

当引燃喷射(相对小量的喷射)的喷射时刻向迟滞侧移位并且燃料被 朝向空腔13b的内部空间(以下，该空间被称为“腔内区域”)喷射时， 允许预热腔内区域。根据引燃喷射的喷射时段，燃料可以在喷射时段的前 一半中被朝向腔外区域喷射，并且燃料可以在喷射时段的后一半中被朝向 腔内区域喷射。此时，腔外区域和腔内区域均被预热。

在活塞13到达压缩TDC附近的曲柄角度位置进行主喷射，并且例 如，如图9A和图9B中所示，通常基本上全部燃料喷射量被朝向腔内区 域喷射。图9A示出了压缩冲程中的燃料喷射时的状态，其中活塞朝向压 缩TDC移动。图9B示出了膨胀冲程中的燃料喷射时的状态，其中活塞 朝向BDC移动。

图10是示出在燃料被喷射到腔内区域时存在喷雾的区域(喷雾存在 于被图10中的虚线围绕的区域F2中)的视图。

通过主喷射而被喷射的全部燃料量并非总是被喷射到腔内区域中。当 进行早期喷射等时，根据主喷射的喷射开始时刻或喷射终止时刻，部分燃 料可以被喷射到腔外区域。以下将进行具体描述。

例如，如图11A中所示(在其中活塞13朝向压缩TDC移动的压缩 冲程中的燃料喷射时)，当在活塞13位于相对活塞13到达压缩TDC的曲 柄角度位置领先预定量的曲柄角度位置的状态下开始主喷射时，在主喷射 的喷射时段的初始阶段中喷射的燃料被朝向腔外区域喷射。例如，如图 11B中所示(在其中活塞13朝向BDC移动的膨胀冲程中的燃料喷射时)， 当主喷射持续到活塞13位于相对活塞13到达压缩TDC的曲柄角度位置 迟滞预定量的曲柄角度位置的状态时，在主喷射的喷射时段的最后阶段中 喷射的燃料被朝向腔外区域喷射。

在图9A中所示的活塞位置，当在相对该活塞位置领先的活塞位置喷 射燃料时，部分喷射燃料被朝向腔外区域喷射，因此图9A中所示的活塞 位置可以被称为腔内喷射领先极限。在图9B中所示的活塞位置，当在相 对该活塞位置迟滞的活塞位置喷射燃料时，部分喷射燃料被朝向腔外区域 喷射，因此图9B中所示的活塞位置可以被称为腔内喷射迟滞极限。

此外，在图11A中所示的活塞位置，当在相对该活塞位置迟滞的活 塞位置喷射燃料时，部分喷射燃料被朝向腔内区域喷射，因此图11A中 所示的活塞位置可以被称为腔外喷射迟滞极限。在图11B中所示的活塞位 置，当在相对该活塞位置领先的活塞位置喷射燃料时，部分喷射燃料被朝 向腔内区域喷射，因此图11B中所示的活塞位置可以被称为腔外喷射领先 极限。

可以基于引擎规格、从喷射器23喷射的燃料的喷雾角度等预先确定 与上述腔内喷射领先极限(图9A)、腔内喷射迟滞极限(图9B)、腔外喷 射迟滞极限(图11A)、腔外喷射领先极限(图11B)对应的曲柄角度位 置。例如，通过已知的(HiroyukiHiroyasu博士的)Hiroyasu方程允许 计算燃料的喷雾角度，并且通过喷雾角度以及诸如喷射器23的每个喷射 孔的轴线方向和空腔13b的形状的引擎规格允许预先获得与各个极限对 应的曲柄角度位置。作为示例，腔外喷射迟滞极限(图11A)是曲柄角度 在压缩TDC之前28°CA的位置，并且腔内喷射领先极限(图9A)是曲 柄角度在压缩TDC之前18°CA的位置。腔内喷射迟滞极限(图9B)是 曲柄角度在压缩TDC之后18°CA的位置，并且腔外喷射领先极限(图11B) 是曲柄角度在压缩TDC之后28°CA的位置。这些极限不限于这些值。

当仅在腔内喷射领先极限(图9A)和腔内喷射迟滞极限(图9B)之 间的时段中喷射燃料时，基本上全部燃料喷射量被朝向腔内区域喷射。当 在相对腔外喷射迟滞极限(图11A)领先的时段中喷射燃料时或者当在相 对腔外喷射领先极限(图11B)迟滞的时段中喷射燃料时，喷射燃料被朝 向腔外区域喷射。

当在从腔外喷射迟滞极限(图11A)到腔内喷射领先极限(图9A) 的时段中喷射燃料时或者当在从腔内喷射迟滞极限(图9B)到腔外喷射 领先极限(图11B)的时段中喷射燃料时，喷射燃料的一部分被朝向腔内 区域喷射，而其他部分被朝向腔外区域喷射。就是说，燃料以分散方式被 喷射到腔内区域和腔外区域。这种情况不限于通过主喷射来喷射燃料的情 况，而且还适用于通过引燃喷射来喷射燃料的情况。

图12是示出在喷射燃料的一部分被朝向腔内区域喷射并且其他部分 朝向腔外区域喷射的状态下在活塞13移动到压缩TDC附近的情况下其中 存在喷雾的区域(朝向腔外区域喷射的喷雾存在于被虚线F1围绕的区域 中，并且朝向腔内区域喷射的喷雾存在于被虚线F2围绕的区域中)的视 图。

当燃料通过这种方式以分散方式被喷射到腔内区域和腔外区域时，在 每个区域中存在的燃料量下降到不超过预定量的范围内的情况下，每个区 域中的喷雾的主要部分及其燃烧气体保持在喷射区域中，并且几乎不存在 流入其他区域的气体量(朝向腔外区域喷射的喷雾及其燃烧气体没有流入 腔内区域，并且朝向腔内区域喷射的喷雾及其燃烧气体没有流入腔外区 域)。

这是因为，在朝向腔外区域喷射的喷雾燃烧时，腔内区域中的气体通 过空腔13b的内壁的反作用抑制燃烧气体从腔外区域流入。在腔外区域 中，燃料密度是低的，并且燃烧动能也是小的，因此抑制了对腔内区域的 流入。即使在腔外区域中的燃烧动能增加时，由于腔内区域的体积小，因 此通过在腔内区域中压缩的气体的反作用抑制了对腔内区域的流入。

在朝向腔内区域喷射的喷雾燃烧时，在TDC附近进行燃烧，因此腔 外区域的体积小(例如，参见图9A中所示的状态)，并且通过来自缸头 15的下侧面的反作用抑制了从腔内区域到腔外区域的喷雾和燃烧气体的 流出。

基于燃料喷射量和燃料压力(共轨22的内部压力)确定燃料喷射时 段。就是说，当燃料压力恒定时，喷射时段随着燃料喷射量增加(如上所 述随着引擎负荷增加)而延伸；然而，当燃料喷射量恒定时，喷射时段随 着燃料压力降低而延伸。当引擎旋转速度恒定时，更易于导致随着燃料的 喷射时段延伸燃料以分散方式被喷射到腔外区域和腔内区域的情况。

接下来，将描述燃料喷射时刻和热释放量之间的相关性。图13示出 了燃料喷射率波形和热释放率波形之间的相关性的示例。在该图中，TDC 表示与活塞13的压缩TDC对应的曲柄角度位置。图13底部处示出的波 形示出了从喷射器23喷射的燃料的喷射率(曲轴的每单位旋转角度的燃 料喷射量)波形。图13顶部处示出的波形示出了与燃料喷射率对应的热 释放率(曲轴的每单位旋转角度的热释放量)的变化(热释放率波形)。

在图13中所示的燃料喷射率波形中的由连续线a，虚线b和交替的 长短虚线c指示的波形的情况下，在相对腔外喷射迟滞极限(图11A)领 先的时刻开始燃料喷射，并且在相对腔外喷射迟滞极限领先的定时终止燃 料喷射，并且基本上全部燃料喷射量被朝向腔外区域喷射。与连续线a 指示的燃料喷射率波形对应的热释放率波形由连续线A指示。与虚线b 指示的燃料喷射率波形对应的热释放率波形由虚线B指示。与交替的长 短虚线c指示的燃料喷射率波形对应的热释放率波形由交替的长短虚线C 指示。

在图13中所示的燃料喷射率波形中的由连续线d和虚线e指示的波 形的情况下，在相对腔内喷射领先极限(图9A)迟滞的时刻开始燃料喷 射，并且在相对腔内喷射迟滞极限(图9B)领先的定时终止燃料喷射， 并且基本上全部燃料喷射量被朝向腔内区域喷射。与连续线d指示的燃料 喷射率波形对应的热释放率波形由连续线D指示。与虚线e指示的燃料 喷射率波形对应的热释放率波形由虚线E指示。

如图13中所示的燃料喷射率波形的情况中的那样，当喷射到腔外区 域的燃料燃烧时，尽管每次燃料喷射的喷射量相等，但是曲柄轴的每单位 旋转角度的热释放量相对小，并且燃烧慢(参见图13中所示的热释放率 波形A、B、C)。这是因为喷射燃料被喷射到具有相对大的体积的腔外区 域，在相对低温(例如，约750K)的温度区域中产生了相对低密度的空 气-燃料混合物。在该情况下的燃料燃烧主要从低温氧化反应开始。

相反，当喷射到腔内区域的燃料燃烧时，曲柄轴的每单位旋转角度的 热释放量相对大，并且燃烧剧烈(参见图13中所示的热释放率波形D、 E)。这是因为，喷射燃料被喷射到具有相对小的体积的腔内区域，并且 因此，燃烧区域的温度迅速增加并且在该温度区域中产生了相对高密度的 空气-燃料混合物。在该情况下的燃料燃烧主要从高温氧化反应开始。

以这种方式通过喷射器23的喷射孔喷射的燃料喷雾F随着时间逝去 与缸内气体混合以形成空气-燃料混合物，在气缸中以基本上锥形扩散(在 腔内区域中扩散，在腔外区域中扩散，或者在腔内区域和腔外区域二者中 扩散)，并且通过自点火燃烧。就是说，燃料喷雾F均连同缸内气体一起 形成燃烧区域，并且在每个燃烧区域中开始燃烧。

如上文所述，通过燃烧生成的能量被转换成用于朝向BDC向下推动 活塞13的动能(变为引擎输出的能量)、增加相应的燃烧室3中的温度的 热能或者经由缸体11或缸头15辐射到外部(例如，冷却剂)的热能。

燃烧的缸内气体穿过在排气冲程中打开的相应的排气阀17，并且通 过相应的活塞13的向上运动经由相应的排气口71排放到排气歧管72以 成为排气。

接下来，将描述本实施例的特征部分，即生成热释放率波形(生成理 想热释放率波形)，诊断燃烧状态(诊断气缸中的燃料的每个反应模式) 以及响应于诊断结果校正控制参数。如图14中所示，在生成热释放率波 形，诊断燃烧状态和校正控制参数中，在(1)生成理想热释放率波形并 且(2)生成实际热释放率波形之后，(3)通过理想热释放率波形和实际 热释放率波形之间的比较来诊断燃烧状态。此后，(4)响应于燃烧状态的 诊断结果校正引擎1的控制参数。用于执行这些操作(1)至(4)的所有 部件可以在车辆上安装(实现)。替选地，仅操作(1)可以在实验室等中 进行，结果(所生成的理想热释放率波形)可以存储在ROM中，并且由 于执行操作(2)至(4)的部件可以安装在车辆上。

在本实施例的特征部分中，气缸内部被分成腔内区域和腔外区域，并 且分别确定每个区域中的燃烧状态。因此，在(1)生成理想热释放率波 形中，分别生成关于腔内区域的理想热释放率波形和关于腔外区域的理想 热释放率波形，并且随后通过组合这些理想热释放率波形来生成关于气缸 的整个内部的理想热释放率波形(复合理想热释放率波形)。在(3)诊断 燃烧状态中，通过关于气缸的整个内部的理想热释放率波形和实际热释放 率波形之间的比较来诊断燃烧状态。

更具体地，在生成理想热释放率波形中，依次执行(1-A)划分反应 区域，(1-B)分离燃料的反应模式，(1-C)针对每个分离的反应模式生成 理想热释放率波形模型，以及(1-D)通过对理想热释放率波形模型滤波 并且组合理想热释放率波形来生成理想热释放率波形。

以下将具体描述每个操作。将描述(1)生成理想热释放率波形。最 初将描述生成理想热释放率波形的概述。在下文中，在腔内区域和腔外区 域中，被喷射燃料的区域被称为“目标区域”(在燃料喷射到一个区域时， 该一个区域对应于目标区域；然而，在燃料喷射到这两个区域时，这两个 区域对应于目标区域)。

从喷射器23喷射到目标区域的燃料的反应(化学反应等)的速率确 定条件可以包括目标区域内温度、目标区域内氧气量(与目标区域中的氧 气密度相关的值)、目标区域内燃料量(与目标区域中的燃料密度相关的 值)和目标区域内燃料分布。在这些条件中，控制灵活性的升序是目标区 域内温度、目标区域内氧气量、目标区域内燃料量和目标区域内燃料分布。

就是说，目标区域内温度基本上由在燃料反应之前的阶段中的引擎1 的进气温度和压缩比确定，因此控制灵活性最低。在提前喷射燃料时(例 如喷射燃料用于预热)，目标区域内温度还通过燃料燃烧随着预热量而波 动。允许通过进气节流阀62的开度或者EGR阀81的开度来调整目标区 域内氧气量，因此控制灵活性高于目标区域内温度。目标区域内氧气量还 随着涡轮增压器5的增压率而波动。此外，在提前喷射燃料时(喷射燃料 用于预热等)，目标区域内氧气量还通过燃料燃烧随着氧气消耗量而波动。 允许通过供给泵21对燃料喷射压力(共轨压力)的控制或者对来自喷射 器23的燃料的多级喷射中的每个的喷射时段的控制来调整目标区域内燃 料量，因此控制灵活性高于目标区域内氧气量。也允许通过对燃料喷射压 力的控制或者对燃料的多级喷射中的每个的喷射时段的控制来调整目标 区域内燃料分布，因此控制灵活性是高的。

在本实施例中，在引擎1的暖机操作完成并且周围温度高于或等于预 定温度(例如，0℃)的条件下，设定用于确定燃料的反应状态的条件的 优先顺序，使得按控制灵活性的升序具有较高的优先顺序。这里，定量条 件，即目标区域内温度、目标区域内氧气量、目标区域内燃料量被提供比 目标区域内燃料分布高的优先级。就是说，参照目标区域内温度作为标准 来确定开始每个燃料反应的时刻(反应开始时刻)。就是说，基于目标区 域内温度(目标区域中的压缩气体温度)固定基准温度到达角度(每个反 应模式的反应开始时刻的曲柄角度位置)。

基于反应开始时刻获得反应速率、反应量和反应时段，并且随后针对 目标区域生成关于每个反应模式的理想热释放率波形模型。就是说，基于 目标区域内环境(确定反应开始时刻的目标区域内气体温度等)和燃料组 分(包括对反应有贡献的燃料量和燃料密度)计算喷射到目标区域中的燃 料的多个反应模式中的每个的反应速率、反应量和反应时段，并且生成每 个反应中的理想热释放率波形模型。就是说，在燃料喷射到腔内区域和腔 外区域中的一个时，针对该一个区域(目标区域)生成理想热释放率波形 模型；然而，在燃料喷射到这两个区域时，针对这两个区域(两个目标区 域)分别生成理想热释放率波形模型。

如上文所述，仅在腔内区域和腔外区域中的存在喷雾的区域中生成理 想热释放率波形模型。这是因为，在不存在喷雾时，不生成燃料反应，并 且因此不允许生成理想热释放率波形模型。允许基于上述燃料喷射时段来 确定在任一个区域中是否存在喷雾(或者在两个区域中是否存在喷雾)。

在生成理想热释放率波形模型的操作中，具体地，针对每个反应模式 设定基准反应速率效率[J/CA²/mm³]，其对应于反应开始时刻的目标区域 内气体温度(基准温度)、燃料组分等，并且设定基准反应量效率[J/mm³]， 基于针对燃烧区域的氧气供给能力(氧气密度)来校正基准反应速率效率 和基准反应量效率，并且基于这些校准的效率和燃料量设定反应速率和反 应量。基于引擎旋转速度校正反应速率(后面描述)。

根据反应开始时刻、反应速率和反应量生成理想热释放率波形模型 (三角模型)(后面描述)。因此，设定反应时段。通过如下数学式(1) 获得反应时段。

反应时段＝2×(反应量/反应速率)1/2(1)

后面将描述生成理想热释放率波形模型(三角模型)的细节。

(1-A)接下来，作为生成理想热释放率波形的第一过程，将具体描 述划分反应区域。如上文所述，存在从喷射器23喷射到气缸的燃料的区 域包括腔外区域和腔内区域。

当在相对腔外喷射迟滞极限(图11A)领先的时刻喷射燃料时或者当 在相对腔外喷射领先极限(图11B)迟滞的时刻喷射燃料时，基本上全部 燃料喷射量被朝向腔外区域喷射，基本上全部燃料量存在于腔外区域中， 并且在腔内区域中几乎不存在喷雾。因此，从喷射器23喷射到气缸中的 燃料量直接是腔外区域中存在的燃料量。

当当仅在腔内喷射领先极限(图9A)和腔内喷射迟滞极限(图9B) 之间的时段中喷射燃料时，基本上全部燃料喷射量被朝向腔内区域喷射， 基本上全部燃料量存在于腔内区域中，并且在腔外区域中几乎不存在喷 雾。因此，从喷射器23喷射到气缸中的燃料量直接是腔内区域中存在的 燃料量。

此外，当在从腔外喷射迟滞极限(图11A)到腔内喷射领先极限(图 9A)的时段中喷射燃料时或者当在从腔内喷射迟滞极限(图9B)到腔外 喷射领先极限(图11B)的时段中喷射燃料时，喷射燃料的一部分被朝向 腔内区域喷射，而其他部分被朝向腔外区域喷射。因此，喷射燃料的一部 分存在于腔外区域中，而其他部分存在于腔内区域中。在该情况下，腔外 区域中存在的喷雾量(燃料量)与腔内区域中存在的喷雾量(燃料量)的 比基本上与从燃料喷射开始时刻到作为腔内喷射领先极限(图9A)和腔 外喷射迟滞极限(图11A)之间的时段的过渡时段中的中间时刻的时间段 与从中间时刻到燃料喷射终止时刻的时间段的比一致。因此，当从燃料喷 射开始时刻到过渡时段中的中间时刻的时间段相对于燃料喷射时段的比 乘以燃料喷射量时，允许计算腔外区域中存在的燃料量(喷雾量)。当从 过渡时段中的中间时刻到燃料喷射终止时刻的时间段相对于燃料喷射时 段的比乘以燃料喷射量时，允许计算腔内区域中存在的喷雾量。当在从腔 内喷射迟滞极限(图9B)到腔外喷射领先极限(图11B)的时段中喷射 燃料时，也允许相似地计算每个区域中存在的喷雾量。

在这样配置的本发明中，气缸内部被划分(分割)成腔外区域和腔内 区域，并且分别获得每个区域中的燃料量。

还分别获得这些腔外区域和腔内区域中的每个的温度(燃料喷射时的 每个区域的温度)。在获得温度的方法中，由于引燃喷射等引起的目标区 域的进气温度、活塞位置(进气的压缩程度)、预热状态等被用作参数， 通过实验或仿真预先获得并映射腔外区域和腔内区域中的每个的这些参 数和温度之间的相关性，并且该映射被存储在ROM中。就是说，通过将 每个区域的诸如进气温度、活塞位置和预热状态的参数应用于映射，分别 获得腔外区域和腔内区域中的每个的温度。获得这些温度的方法不限于该 配置。通过从缸内平均温度减去预定温度获得的值可以被设定为腔外区域 的温度，并且通过使预定温度与缸内平均温度相加获得的值可以被设定为 腔内区域的温度。对于在该情况下要减去或加上的预定温度，通过实验或 仿真获得基于引擎1的操作状态的映射值，并且根据该映射值变化。可以 根据热能方程Q＝mcT(Q：热能，m：质量，c：比热，T：温度)计算 温度。这里，Q表示输入到目标区域(腔外区域或腔内区域)的热能，m 表示目标区域中的气体的质量，c表示气体的比热，并且T表示目标区域 的温度。

允许通过从目标区域中存在的氧气量中减去在引燃喷射等时对燃烧 有贡献的氧气量来获得目标区域中的氧气量。通过实验或仿真预先获得对 燃烧有贡献的氧气量和目标区域中存在的氧气量。允许通过使用进气温 度、缸内压力等作为参数计算目标区域中存在的氧气量。

(1-B)接下来，将描述作为生成理想热释放率波形的第二过程的分 离燃料的反应模式。当从喷射器23喷射燃料时，基于目标区域内环境在 目标区域中执行蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应和高温氧化反应。 此外，高温氧化反应可以分离成通过预混合燃烧的高温氧化反应和通过扩 散燃烧的高温氧化反应。就是说，当燃料被喷射到腔外区域和腔内区域中 的每个时，基于相应的环境在这些区域中的每个中执行这些反应。在下文 中，将描述每个反应模式。

(a)蒸发反应是从喷射器23喷射的燃料在目标区域中接收热以蒸 发。该反应通常是喷雾速率确定反应，其在燃料暴露于目标区域内气体温 度高于或等于500K的环境下的状态下，在燃料喷雾的扩散达到特定程度 时开始。

在柴油机1中使用的轻油的沸点通常是435K至623K，并且燃料喷 射到目标区域中的实际范围(例如，执行引燃喷射的时刻)是40°CABTDC (在压缩TDC之前)。该时刻的目标区域内气体温度通常增加到约550K 至600K(除了冷区(coldplace)之外)，因此在蒸发反应中不需要考虑 温度速率确定条件。该蒸发反应中的基准反应量效率是例如1.14[J/mm³]。

该蒸发反应中的有效喷射量(对蒸发反应有贡献的燃料量)是通过从 燃料喷射量中减去壁面粘附量(粘附到缸膛12的壁面(在喷射到腔外区 域时)或者空腔13b的内壁面(在喷射到腔内区域时)的燃料量)和悬浮 未燃燃料量(在喷雾块周围存在并且对反应没有贡献)而获得的量。在下 文中，这些燃料量被称为未燃燃料量。允许基于喷射量(与燃料的穿透力 相关)和喷射时刻(与缸内压力相关)经验地获得这些未燃燃料量。

具体地，较之燃料喷射到腔内区域，在燃料喷射到腔外区域时，喷雾 更容易扩散，因此未燃燃料量与总喷射燃料量的比增加。例如，燃料喷射 到腔内区域时的未燃燃料量的比约为15％，而燃料喷射到腔外区域时的 未燃燃料量的比约为20％。这些比不限于这些值。这些值随每个区域的 温度和压力、燃料喷射压力等波动，因此通过实验或仿真预先获得这些值。

蒸发反应中的反应量通过以下数学式(2)获得。

蒸发反应中的反应量＝-1.14×有效喷射量(2)

由于该蒸发反应是吸热反应，因此反应量(生成的热量)是负值。

(b)低温氧化反应是作为柴油机1的燃料的轻油中包含的低温氧化 反应成分(诸如具有诸如n-十六烷(C₁₆H₃₄)的线性单键组分的燃料)燃 烧的反应。低温氧化反应成分是即使在目标区域内温度相对低时仍能够点 燃的成分。在n-十六烷等的量增加时(在燃料的十六烷数目增加时)，目 标区域中的低温氧化反应易于进行，并且抑制了点火的延迟。具体地，诸 如n-十六烷的低温氧化反应成分在目标区域内温度达到约750K时开始燃 烧(低温氧化反应)。除了n-十六烷等以外的燃料成分(高温氧化反应成 分)在目标区域内温度达到约900K之前不开始燃烧(高温氧化反应)。

低温氧化反应中的基准反应速率效率是例如0.294[J/CA²/mm³]。基 准反应量效率是例如5.0[J/mm³]。

基于基准反应速率效率和基准反应率效率计算低温氧化反应的反应 速率和反应量(例如，通过乘以有效喷射量来计算)。此外，在计算低温 氧化反应的反应速率时，通过将基准反应速率效率乘以有效喷射量而获得 的值(基准反应速率)与基于引擎旋转速度的系数(旋转速度校正系数＝ (基准旋转速度/实际旋转速度)²)相乘。所选择的旋转速度(例如，2000 rpm)可以被设定为用于获得旋转速度校正系数的基准旋转速度。因此， 即使在气体组分等改变时，仍允许获得作为依赖于时间段的值的反应速 率。

旋转速度校正系数可以获得自图15中所示的旋转速度校正系数映 射。图15中所示的旋转速度校正系数映射是将基准旋转速度设定为2000 rpm的映射。在引擎1的实际旋转速度高于或等于基准旋转速度(2000 rpm)的区域中，获得作为基于“(基准旋转速度/实际旋转速度)²”的值 (图中交替的长短虚线指示的基于引擎旋转速度的值)的旋转速度校正系 数。相反，在引擎1的实际旋转速度低于基准旋转速度(2000rpm)的区 域中，获得按基于“(基准旋转速度/实际旋转速度)²”的值的预定百分比 校正的值(向低侧校正)作为旋转速度校正系数(参见低于基准旋转速度 的区域中的连续线)。通过实验或仿真获得该情况下的校正百分比。

基准旋转速度不限于上述值，并且理想地被设定到引擎1的使用频率 最高的旋转速度范围。由于低温氧化反应是放热反应，因此反应量(生成 的热量)是正值。

(c)热分解反应是燃料成分热分解的反应，并且反应温度例如约为 800K。热分解反应中的基准反应速率效率是例如0.384[J/CA²/mm³]。基 准反应量效率是例如5.0[J/mm³]。

同样基于基准反应速率效率和基准反应率效率计算热分解反应的反 应速率和反应量(例如，通过乘以有效喷射量来计算)。此外，在计算热 分解反应的反应速率时，通过将基准反应速率效率乘以有效喷射量而获得 的值(基准反应速率)也与基于引擎旋转速度的旋转速度校正系数相乘。

在本实施例中，热分解反应被视为吸热反应。就是说，反应量(生成 的热量)是负值。

(d)通过预混合燃烧的高温氧化反应的反应温度例如约为900K。就 是说，在目标区域内温度达到900K时开始燃烧的反应是通过预混合燃烧 的高温氧化反应。

通过预混合燃烧的高温氧化反应中的基准反应速率效率是例如4.3 [J/CA²/mm³]。基准反应量效率是例如30.0[J/mm³]。

同样基于基准反应速率效率和基准反应率效率计算通过预混合燃烧 的高温氧化反应的反应速率和反应量(例如，通过乘以有效喷射量来计 算)。此外，在计算通过预混合燃烧的高温氧化反应的反应速率时，通过 将基准反应速率效率乘以有效喷射量而获得的值(基准反应速率)也与基 于引擎旋转速度的旋转速度校正系数相乘。由于通过预混合燃烧的高温氧 化反应是放热反应，因此反应量(生成的热量)是正值。

(e)通过扩散燃烧的高温氧化反应的反应温度例如约为1000K。就 是说，通过扩散燃烧的高温氧化反应是朝向目标区域内喷射的燃料在高于 或等于1000K的温度下在喷射之后立即开始燃烧的反应。

通过扩散燃烧的高温氧化反应中的反应速率随着共轨压力和燃料喷 射量而变化，并且根据以下数学式(3)和数学式(4)获得。

GrdB＝A×共轨压力+B(3)

Grd＝GrdB×(基准引擎旋转速度/实际引擎旋转速度)²×(d/基准 d)×(N/基准N)(4)

GrdB：基准反应速率，Grd：反应速率，d：每个喷射器23的喷射孔直 径，N：每个喷射器23的喷射孔的数目，A、B：通过实验等获得的常数。 数学式(4)是通过乘以每个喷射器23的实际喷射孔直径与基准喷射孔直 径的比以及每个喷射器23的实际喷射孔的数目与基准喷射孔的数目的比 而概括的。数学式(4)是，通过乘以旋转速度校正系数获得基于引擎旋 转速度校正的反应速率。

通过扩散燃烧的高温氧化反应的基准反应量效率是例如30.0 [J/mm³]，并且还基于基准反应量效率计算通过扩散燃烧的高温氧化反应 的反应量(例如，通过乘以有效喷射量来计算)。由于通过扩散燃烧的高 温氧化反应也是放热反应，因此反应量(生成的热量)是正值。因此，允 许分离燃料的反应模式。

(1-C)接下来，将描述针对腔内区域和腔外区域中的每个生成关于 每个分离的反应模式的理想热释放率波形模型。

通过如上文所述分离反应模式，允许生成每个反应模式中的理想热释 放率波形模型。就是说，允许针对蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应、 通过预混合燃烧的高温氧化反应和通过扩散燃烧的高温氧化反应中的每 个生成理想热释放率波形模型。

在本实施例中，对于每个反应，理想热释放率波形模型近似于等腰三 角形。就是说，生成理想热释放率波形模型，使得反应速率被设定为等腰 三角形的每个斜线的斜率，反应量被设定为等腰三角形的面积并且反应时 段被设定为等腰三角形的底边的长度，其中上述反应开始温度被设定为基 点。如上文所述，在蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应、通过预混合 燃烧的高温氧化反应和通过扩散燃烧的高温氧化反应中，反应开始温度分 别约为500K、750K、800K、900K和1000K。生成如下理想热释放率波 形模型应用于每个上述反应模式。在下文中将进行具体描述。

(a)反应速率(斜率)

基于基准反应速率效率设定反应速率，并且当理想热释放率波形模型 近似于等腰三角形时，其间热释放率增加的时段中的向上的斜率的绝对值 与其间热释放率下降的时段中的向下的斜率的绝对值一致。

当其间热释放率下降的时段中的反应速率低于其间热释放率增加的 时段中的反应速率时(当理想热释放率波形模型是等腰三角形时)，通过 使向上的斜率乘以预定值α(<1)来获得向下的斜率。

在通过扩散燃烧的高温氧化反应中的理想热释放率波形模型中，反应 速率直接与喷射速率波形斜率成比例，并且当燃料喷射压力(共轨内压) 恒定时，反应速率恒定。在其他反应(例如，通过预混合燃烧的高温氧化 反应)的理想热释放率波形模型中，反应速率直接与燃料喷射量成比例。

(b)生成的热量(面积)

当燃烧时段被最优化时，每个反应中的热效率[J/mm³]可以被视为常 数(例如，在高温氧化反应的情况下，30J/mm³)。因此，通过使热效率 乘以燃料喷射量(有效喷射量)来获得生成的热量。然而，低温氧化反应 连同高温氧化反应一起完成，并且通过扩散燃烧的高温氧化反应单独完 成。这样获得的生成的热量对应于作为理想热释放率波形模型的三角形的 面积。

(c)燃烧时段(底边)

从上述的三角形的斜率(反应速率)和上述的三角形的面积(生成的 热量)获得对应于三角形的底边的长度的燃烧时段。

如图16A和图16B中所示，其中三角形的面积(对应于生成的热量) 是S，底边的长度(对应于燃烧时段)是L，高度(对应于热释放率峰值 时刻的热释放率)是H，从燃烧开始时刻到热释放率峰值时刻的时段是A， 从热释放率峰值时刻到燃烧终止时刻的时段是B(当理想热释放率波形模 型是等腰三角形时，B＝A)，向上的斜率(对应于其间热释放率增加的时 段中的反应速率)是G，并且向下的斜率(对应于其间热释放率下降的时 段中的反应速率)与向上的斜率的比是α(≤1)，以下关系成立。图16A 示出了理想热释放率波形模型是等腰三角形的情况。图16B示出了理想 热释放率波形模型是不等边三角形的情况。

H＝A×G＝B×α×G

因此，B＝A/α

S＝A²×G/2+A×G×B/2＝(1+1/α)×A²×G/2

因此，A＝SQRT[2S/{(1+1/α)G}]。

因此，底边的长度L是L＝A+B＝A(1+1/α)＝(1+1/α)× SQRT[2S/{(1+1/α)G}]。

当理想热释放率波形模型是等腰三角形时，α＝1，L＝2×SQRT(S/G)＝2 ×SQRT(30×Fq/G)。

(Fq是燃料喷射量(有效喷射量)，并且如上文所述当每1mm³燃料生成 的热量是30J时，“30×Fq”是三角形的面积S。)

通过这种方式，当给定喷射量(喷射量指令值：与生成的热量相关的值) 和斜率(反应速率)时，设定燃烧时段。

在下文中，将描述理想热释放率波形模型近似于三角形(尤其是等腰 三角形)的原因。图17中的顶部(a)示出了在从喷射器23喷射燃料的 情况下逝去时间和在一个反应模式中针对相应气缸的燃料供给量(该反应 模式中使用的燃料量)之间的相关性。在图17中的顶部(a)，其间获得 燃料供给量的燃料喷射时段被分离成10个时段。就是说，燃料喷射时段 被分离成其中燃料供给量彼此相等的10个时段，并且分别分配时段编号， 即第一时段至第十时段。就是说，在第一时段中的燃料喷射终止之后，在 没有中断燃料喷射的情况下开始第二时段中的燃料喷射。在第二时段中的 燃料喷射终止之后，在没有中断燃料喷射的情况下开始第三时段中的燃料 喷射。通过这种喷射模式，继续燃料喷射直到第十时段的终止时刻为止。

图17中的底部(b)示出了在每个时段中喷射的燃料的反应量(在图 17中的底部(b)示出的是在放热反应中的生成的热量)。如图17的底部 (b)中所示，开始第一时段中的燃料喷射，在第二时段中的燃料喷射开 始之前的时段(图17的底部(b)中的时段t1)中仅进行在第一时段中 喷射的燃料的反应。开始第二时段中的燃料喷射，并且在第三时段中的燃 料喷射开始之前的时段(图17的底部(b)中的时段t2)中同时进行在 第一时段中喷射的燃料的反应和在第二时段中喷射的燃料的反应。通过这 种方式，每当出现新的喷射时段，燃料的总反应量逐渐增加(总反应量按 其间新开始喷射的时段中的燃料量增加)。增加时段对应于具有理想热释 放率波形模型的正斜率的时段(相对反应的峰值位置领先的时段)。

此后，在第一时段中喷射的燃料的反应终止。在该时刻(图17的底 部(b)中的时刻T1)，在第二时段之后喷射的燃料的反应仍未终止，并 且在第二时段至第十时段中喷射的燃料的反应继续。当在第二时段中喷射 的燃料的反应终止时(图17的底部(b)中的时刻T2)，在第三时段之后 喷射的燃料的反应仍未终止，因此在第三时段至第十时段中喷射的燃料的 反应继续。通过这种方式，在每个时段中喷射的燃料的反应依次终止，因 此燃料的总反应量逐渐减少(总反应量按喷射已终止的燃料量减少)。减 少时段(反应量由图17的底部(b)中的虚线指示的时段)对应于理想热 释放率波形模型的负斜率的时段(相对反应的峰值位置迟滞的时段)。

由于在上述模式中进行燃料反应，因此允许将理想热释放率波形模型 近似为三角形(等腰三角形)。针对每个反应模式生成理想热释放率波形 模型的过程如上文所述。

(1-D)在以这种方式生成理想热释放率波形模型之后，通过已知的 滤波(例如，通过Wiebe滤波器)使理想热释放率波形模型平滑来生成 理想热释放率波形。在下文中将进行具体描述。

图18示出了在燃料被一次喷射到腔外区域的情况下在每个反应模式 中的理想热释放率波形模型(与每个反应对应的等腰三角形)的示例。在 图18中，在理想热释放率波形模型(对应于反应的等边三角形)中，通 过一次燃料喷射依次进行蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应和高温氧 化反应。具体地，在图中，I表示蒸发反应的理想热释放率波形模型，II 表示低温氧化反应的理想热释放率波形模型，III表示热分解反应(吸热 热分解反应)的理想热释放率波形模型，IV表示通过预混合燃烧的高温 氧化反应的理想热释放率波形模型，并且V表示通过扩散燃烧的高温氧 化反应的理想热释放率波形模型。

图19示出了在燃料被一次喷射到腔外区域的情况下通过组合经由滤 波使理想热释放率波形模型平滑而获得的波形来生成的理想热释放率波 形(腔外喷射理想热释放率波形)。通过这种方式，通过经由滤波使分别 对应于各反应(蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应和高温氧化反应) 的理想热释放率波形模型(等腰三角形)平滑并且组合理想热释放率波形 来生成仅关于腔外区域的理想热释放率波形。

另一方面，图20示出了在燃料被一次喷射到腔内区域的情况下在各 个反应模式中的理想热释放率波形模型(与各反应对应的等腰三角形)的 示例。在图20中，由于腔内区域的温度急剧增加，理想热释放率波形模 型(与各反应对应的等腰三角形)使得在通过单次燃料喷射依次进行蒸发 反应和热分解反应之后，彼此并行地进行低温氧化反应和通过预混合燃烧 的高温氧化反应并且随后在这些低温氧化反应和通过预混合燃烧的高温 氧化反应开始之后进行通过扩散燃烧的高温氧化反应。具体地，在图中， I'表示蒸发反应的理想热释放率波形模型，II'表示低温氧化反应的理想热 释放率波形模型，III'表示热分解反应(吸热热分解反应)的理想热释放 率波形模型，IV'表示通过预混合燃烧的高温氧化反应的理想热释放率波 形模型，并且V'表示通过扩散燃烧的高温氧化反应的理想热释放率波形 模型。

图21示出了在燃料被一次喷射到腔内区域的情况下通过组合经由滤 波使理想热释放率波形模型平滑而获得的波形来生成的理想热释放率波 形(腔内喷射理想热释放率波形)。通过这种方式，通过经由滤波使分别 对应于各反应(蒸发反应、低温氧化反应、热分解反应和高温氧化反应) 的理想热释放率波形模型(等腰三角形)平滑并且组合理想热释放率波形 来生成仅关于腔内区域的理想热释放率波形。

如上文所述，在单次燃料喷射中，当基本上全部燃料量被喷射到腔外 区域时，例如，生成如图19中所示的理想热释放率波形。另一方面，在 在单次燃料喷射中，当基本上全部燃料量被喷射到腔内区域时，例如，生 成如图21中所示的理想热释放率波形。

此外，在单次燃料喷射中，当燃料的一部分被喷射到腔外区域并且其 他部分被喷射到腔内区域时，就是说，当燃料以分散方式被喷射到腔外区 域和腔内区域时，生成关于腔外区域的理想热释放率波形和关于腔内区域 的理想热释放率波形，并且将它们彼此组合。因此，生成了关于气缸的整 个内部的理想热释放率波形。例如，当在燃料被一次喷射到腔外区域的情 况下的理想热释放率波形是图19中所示的波形，并且在燃料被一次喷射 到腔内区域的情况下的理想热释放率波形是图21中所示的波形时，生成 图22中所示的理想热释放率波形(缸内理想热释放率波形)作为关于气 缸的整个内部的理想热释放率波形。

在实际引擎1中，除了主喷射之外还进行引燃喷射、延迟喷射等。因 此，对于这些引燃喷射和延迟喷射，如上述情况中的那样，也生成理想热 释放率波形模型，并且通过滤波使之平滑。因此，生成了理想热释放率波 形。通常，在相对活塞13的压缩TDC领先预定角度或更大的曲柄角度位 置进行引燃喷射，并且在相对活塞13的压缩TDC迟滞预定角度或更大的 曲柄角度位置进行延迟喷射，因此这些喷射朝向腔外区域进行。因此，获 得关于这些喷射的理想热释放率波形作为腔外喷射理想热释放率波形。

通过将关于主喷射中的气缸的整个内部的理想热释放率波形与这些 理想热释放率波形(关于引燃喷射和延迟喷射的理想热释放率波形)组合 来生成关于一个周期的理想热释放率波形。

即使在多个分段时间中进行主喷射时(分段主喷射)，通过彼此组合 各个主喷射的理想热释放率波形仍生成关于一个周期的理想热释放率波 形。

当以这种方式进行多个喷射时，在彼此组合理想热释放率波形时需要 考虑在初始阶段(领先侧)喷射燃料时的目标区域内温度不同于随后(迟 滞侧)喷射燃料时的目标区域内温度。具体地，在引擎稳定操作状态下， 在领先侧喷射燃料时没有进行预热等的情况下，基于通过活塞13的移动 使气体温度增加而导致的压缩气体温度来开始反应，所述气体诸如从外部 引入的新鲜空气、留在气缸中的气体和EGR气体。在引擎起动时，从燃 料切断装置等恢复燃料喷射，基于通过活塞13的移动从外部引入的新鲜 空气的温度增加而引起的压缩气体温度来开始反应。另一方面，当在迟滞 侧喷射燃料时，燃料被喷射到温度因燃烧气体等(在领先侧喷射的燃料的 燃烧气体)的温度被加到压缩气体温度而增加的温度区域，因此较之没有 因燃烧气体增加温度的情况，反应开始时刻朝向领先侧移位。通过考虑这 一点，考虑上述温度改变来获得通过在领先侧喷射的燃料的反应的理想热 释放率波形和通过在迟滞侧喷射的燃料的反应的理想热释放率波形。就是 说，通过温度控制确定在每次喷射中每个反应的开始时刻等。因此，允许 适当地获得每次喷射中的每个反应的开始时刻。结果，可以适当地确定反 应开始的顺序，其间彼此并行地进行反应的时段等，并且可以通过组合与 喷射对应地生成的理想热释放率波形来高度准确地生成理想热释放率波 形。

(2)基于CPS4A检测的缸内压力的变化生成与理想热释放率波形 比较的实际热释放率波形。就是说，由于在气缸中的热释放率和缸内压力 (缸内压力随着热释放率增加而增加)之间存在相关性，因此允许根据 CPS4A检测到的缸内压力来生成实际热释放率波形。根据检测到的缸内 压力生成实际热释放率波形的处理是已知的，因此这里省略了描述。

(3)基于实际热释放率波形相对于理想热释放率波形的偏差，通过 理想热释放率波形和实际热释放率波形之间的比较来诊断燃烧状态(诊断 反应模式)。例如，当存在偏差大于或等于预设阈值(本发明中的异常确 定偏差量)的反应模式时，诊断在该反应模式中存在异常。例如，当存在 热释放率的偏差大于或等于10[J/°CA]的反应模式时或者当存在实际热释 放率波形相对于理想热释放率波形的曲柄角度的偏差大于或等于3°CA的 反应模式时，诊断在该反应模式中存在异常。这些偏差不限于这些值，并 且可以通过实验或仿真按照需要设定。

例如，将描述作为示例的生成图22中所示的理想热释放率波形的情 况。如图23中虚线所示的实际热释放率波形的情况中的那样，当每个高 温氧化反应(通过预混合燃烧的高温氧化反应和通过扩散燃烧的高温氧化 反应)中的实际热释放率波形朝向迟滞侧相对于连续线指示的理想热释放 率波形(图22中所示的波形)偏差，并且偏差超过阈值时，诊断在每个 高温氧化反应中存在异常，就是说，存在每个高温氧化反应的反应开始时 刻的异常。

如图23中交替的长短虚线所示的实际热释放率波形的情况中的那 样，当每个高温氧化反应中的热释放率波形的峰值高于由连续线指示的理 想热释放率波形的峰值，并且偏差超过阈值时，诊断在每个高温氧化反应 中存在异常，就是说，存在每个高温氧化反应的反应量的异常。这种诊断 不限于对高温氧化反应的应用，而是相似地应用于蒸发反应、低温氧化反 应和热分解反应中的每个。

用于诊断在反应模式中是否存在异常的参数不限于上述反应时刻的 偏差(点火延迟等)或热释放率波形峰值的偏差。该参数也可以是反应速 率的偏差、反应时段的偏差、峰值相位等。

(4)在通过理想热释放率波形和实际热释放率波形之间的比较来诊 断燃烧状态时，当如上文所述存在实际热释放率波形相对于理想热释放率 波形的偏差超过预设阈值的任何反应模式时，诊断在该反应模式中存在异 常，并且校正引擎1的控制参数，使得减小偏差。

例如，当实际热释放率波形是图23中的虚线所示的波形时，确定存 在燃料点火延迟并且氧气量短缺，并且通过利用中间冷却器61提高用于 冷却进气的冷却性能，通过减小EGR阀81的开度来减少EGR气体量， 或者增加进气的增压率，来解决氧气短缺。

当实际热释放率波形是图23中的交替的长短虚线所示的波形时，确 定燃料的反应量过大，并且例如校正燃料喷射量以便减少或者校正EGR 气体以便增加。

另一校正操作可以使得，例如在实际热释放率波形中的反应开始时刻 相对理想热释放率波形的反应开始时刻迟滞时，校正进气的增压率以增加 或者校正通过引燃喷射的目标区域的预热量以增加。

除了上述值之外，用于使实际热释放率波形接近理想热释放率波形的 控制参数可以是燃料喷射时刻、气缸中的气体的组分、进气量(气体量) 和各种学习值(燃料喷射量、燃料喷射时刻等的学习值)中的任何学习值。 例如，当目标区域的氧气密度过多或短缺时，进行学习，使得作为学习值 校正EGR气体或进气的增压率。当目标区域的燃料密度过多或短缺时， 进行学习，使得作为学习值校正燃料喷射时刻、燃料喷射压力或燃料喷射 量。

当通过校正控制参数可以使实际热释放率波形基本上与理想热释放 率波形一致时进行控制参数的这种校正。具体地，当实际热释放率波形相 对于理想热释放率波形的偏差小于或等于预定的可校正偏差时，校正控制 参数。通过实验或仿真预先设定可校正偏差。当实际热释放率波形相对于 理想热释放率波形的偏差超过可校正偏差时，控制参数的校正量超过预定 限值，所以据此诊断在构成引擎1的装置部分中存在故障。具体地，预先 设定缸内温度、氧气密度和燃料密度中的每个的下限值，并且当这些缸内 温度、氧气密度和燃料密度中的任一个低于相应的下限值时，确定引擎1 的控制参数的校正量超过预定限值，并且诊断在引擎1中存在故障。

在该情况下，在不校正控制参数的情况下，例如，使车厢中的仪表板 上的MIL(警报灯)接通以警告驾驶员，并且在ECU100中设置的诊断 装置中写入异常信息。

如上文所述，在本实施例中，气缸内部被分成腔内区域和腔外区域， 并且生成关于每个区域的热释放率波形。就是说，对于诸如温度和燃料密 度的物理量可以彼此不同的腔内区域和腔外区域，基于该区域中的环境分 别获得喷射到每个区域的燃料的反应状态，并且分别生成理想热释放率波 形。因此，较之用于通过使气缸的整个内部的气体温度等均匀来确定燃烧 状态(热释放率波形)的现有技术，可以更准确地确定每个区域中的燃料 的反应状态，因此可以获得所生成的理想热释放率波形的高度可靠性。在 本实施例中，通过将这些理想热释放率波形组合在一起生成关于气缸的整 个内部的理想热释放率波形，并且通过利用理想热释放率波形来诊断燃烧 状态。因此，对于燃料的多个反应状态中的每个，当实际热释放率波形相 对于理想热释放率波形偏离预定量或更大时，允许诊断在该反应模式中存 在异常。就是说，允许分别处置每个反应模式，并且允许诊断在每个反应 模式中是否存在异常。因此，可以高度准确地识别具有异常的反应模式， 因此可以提高诊断精度。通过针对被诊断为异常的反应模式采取补救措施 (校正控制参数)(当偏差小于或等于预定的可校正偏差时)，允许校正适 当的控制参数，用于使该反应模式的反应状态最优化，因此执行有效的校 正操作。因此，可以使燃料的每个反应接近相应的理想反应(使每个反应 的实际热释放率波形接近相应的理想热释放率波形)，因此可以显著提高 引擎1的可控性。

当诊断在反应中存在异常时，基于实际热释放率波形相对于理想热释 放率波形的偏差确定异常是否是可解决的，因此可以准确地区分通过校正 控制参数获得正常反应状态的状态和需要诸如更换零件的维护的状态。

接下来，将描述第二实施例。在本实施例中，腔内区域和腔外区域中 的每个被进一步细分。针对每个细分区域生成理想热释放率波形模型，通 过对理想热释放率波形模型进行滤波来生成理想热释放率波形。以下将进 行详细描述。

当从喷射器23喷射的燃料的喷射量相对大时，主喷雾(喷雾块)由 于其穿透力而到达远离喷射器23的区域。

例如，当燃料被喷射到腔外区域时，燃料由于其穿透力而到达缸膛 12的壁面附近。因此，在喷射器23周围部分处喷雾的燃料密度相对低， 并且在外周侧(缸膛12的壁面侧)喷雾的燃料密度相对高。

相似地，当燃料被喷射到腔内区域时，燃料由于其穿透力而到达空腔 13b的内壁面附近。因此，在喷射器23周围部分处喷雾的燃料密度相对 低，并且在外周侧(在空腔13b的内壁面侧)喷雾的燃料密度相对高。

图24是在燃料被喷射到腔内区域的情况下喷雾的流动的示意性视 图。在气缸内部出现沿来自进气口15a的进气流动的涡流(气缸轴线周围 的涡流)和由于活塞13的运动(朝向压缩TDC的运动)引起的挤流(squish flow)(从气缸向空腔内部推动燃料的流)，因此如图24中所示出现旋流， 其围绕喷射器23的布置位置的外周在圆周方向上流动。在出现旋流的区 域中喷雾的燃料密度相对高；而在出现旋流的区域内部的区域(喷射器 23侧区域；燃烧室3的中心区域)中喷雾的燃料密度相对低。以这种方 式，生成喷雾的燃料密度相对高的区域(本发明中的“空腔内第二燃料密 度区域”)，作为所谓的甜甜圈形区域，并且生成以上区域内部的区域(本 发明中的“空腔内第一燃料密度区域”)，作为喷雾的燃料密度相对低的区 域。喷雾的燃料密度相对高的区域和喷雾的燃料密度相对低的区域之间的 燃料量的比是例如8:2。该比不限于该值，并且通过使用燃料喷射量、燃 料喷射压力、缸内压力等作为参数通过实验或仿真预先获得。

图25是示出在燃料被喷射到腔内区域的情况下距喷射器23的距离和 燃料密度分布之间的相关性的曲线图。在该图中，燃料喷射量按连续线a、 虚线b和交替的长短虚线c的顺序减少。如从该图可见，在喷射器23附 近的空腔内部的中心区域中喷雾的燃料密度相对低。相反，在作为远离喷 射器23的区域的空腔内部的外围区域中喷雾的燃料密度相对高。

图26是示出在该情况下从喷射器附近区域中的燃烧得到的热释放率 波形和从喷射器附近区域的外围侧的燃烧得到的热释放率波形的曲线图。 图26中的连续线A指示在图25中所示的连续线a指示的喷射量的情况 下在空腔内部的外围区域(喷雾的燃料密度高的区域)中的热释放率波形。 虚线B指示在图25中的虚线b指示的喷射量的情况下在空腔内部的外围 区域中的热释放率波形。交替的长短虚线C指示在图25中的交替的长短 虚线c指示的喷射量的情况下在空腔内部的外围区域中的热释放率波形。 图26中的连续线A'指示在连续线a指示的喷射量的情况下在空腔内部的 中心区域(喷雾的燃料密度低的区域)中的热释放率波形。虚线B'指示 在虚线b指示的喷射量的情况下在空腔内部的中心区域中的热释放率波 形。交替的长短虚线C'指示在交替的长短虚线c指示的喷射量的情况下 在空腔内部的中心区域中的热释放率波形。

图27是示出通过组合图26中所示的热释放率波形获得的热释放率波 形的曲线图。在图27中，连续线I指示在图25中所示的连续线a指示的 喷射量的情况下的组合热释放率波形，虚线II指示在虚线b指示的喷射 量的情况下的热释放率波形，并且交替的长短虚线III指示在交替的长短 虚线c指示的喷射量的情况下的热释放率波形。

通过这种方式，在喷雾的燃料密度高的空腔内部的外围区域中燃烧剧 烈；而在喷雾的燃料密度低的空腔内部的中心区域中燃烧缓慢。

在燃料被朝向腔外区域喷射的情况下也出现基本上相似的流，并且存 在喷雾的燃料密度相对高的区域(外围区域；本发明中的“空腔外第二燃 料密度区域”)和喷雾的燃料密度相对低的区域(内周区域；本发明中的 “空腔外第一燃料密度区域”)。每个区域中的燃烧状态也与燃料被朝向腔 内区域喷射的情况相似。

当燃料的穿透力相对大并且燃料的空气距离相对长时以这种方式形 成了喷雾的燃料密度相对高的区域和喷雾的燃料密度相对低的区域。当喷 射器23的阀门打开时段比预定时段长时，燃料的穿透力增加。就是说， 这是燃料喷射量相对大的情况。因此，在燃料喷射量大于或等于预定量(例 如，大于或等于10mm³)的燃料喷射时形成了喷雾的燃料密度相对高的 区域和喷雾的燃料密度相对低的区域。

在本实施例中，考虑以这种方式在目标区域中存在喷雾的燃料密度相 对高的区域(以下称为高燃料密度区域)和喷雾的燃料密度相对低的区域 (以下称为低燃料密度区域)的事实，当燃料被喷射到腔外区域时，针对 腔外区域中的高燃料密度区域和低燃料密度区域如以上描述的情况中的 那样生成理想热释放率波形模型，并且通过对这些理想热释放率波形模型 进行滤波(滤波)生成理想热释放率波形。当燃料被喷射到腔内区域时， 针对腔内区域中的高燃料密度区域和低燃料密度区域如以上描述的情况 中的那样生成理想热释放率波形模型，并且通过对这些理想热释放率波形 模型进行滤波(滤波)生成理想热释放率波形。就是说，当燃料被喷射到 腔外区域和腔内区域二者时，气缸内部被分成四个区域，并且分别处置这 些区域，并且针对这四个区域分别生成理想热释放率波形。

通过组合针对这些区域(例如，四个区域)分别生成的理想热释放率 波形来生成关于气缸的整个内部的理想热释放率波形。

生成理想热释放率波形模型的操作、通过对这些理想热释放率波形模 型进行滤波来生成理想热释放率波形的操作、组合理想热释放率波形的操 作、通过理想热释放率波形和实际热释放率波形之间的比较诊断燃烧状态 以及基于诊断结果校正引擎1的控制参数的操作与第一实施例的操作相 似，因此这里省略了描述。

根据本实施例，可以进一步细分腔外区域和腔内区域中的每个并且确 定每个区域(例如，四个区域)中的燃料的反应模式。因此，可以获得关 于气缸的整个内部的理想热释放率波形的更高的可靠性，该理想热释放率 波形是通过组合这些区域的理想热释放率波形而获得的。结果，可以提高 燃烧状态的诊断的可靠性。

接下来，将描述第三实施例。在第一实施例和第二实施例中，描述了 在燃料喷射量大于或等于预定量的情况下生成理想热释放率波形。在本实 施例中，将描述在燃料喷射量小于预定量的情况下，即在喷射量小的情况 下生成理想热释放率波形。

当喷射量小时(例如，小于10mm³)，从喷射器23喷射的燃料的穿 透力小，因此燃料的空气距离也短。因此，形成喷雾的区域的体积也减小。

在本实施例中，在生成理想热释放率波形模型时，当燃料喷射量小于 预定量时，形成喷雾的区域被视为具有减小的尺寸。

图28示出了在小喷射量的燃料已被喷射到腔外区域中的状态下在活 塞13移动到压缩TDC附近时，即在小喷射量的燃料已在领先时刻被喷射 时，其中存在喷雾的区域(喷雾存在于图28中的虚线围绕的区域F3中)。 图29示出了在小喷射量的燃料已被喷射到腔内区域中的状态下在活塞13 移动到压缩TDC附近时，即在小喷射量的燃料已在迟滞时刻被喷射时， 其中存在喷雾的区域(喷雾存在于图29中的虚线围绕的区域F4中)。

当如本实施例的情况中的那样喷射量小时，即使在燃料被喷射到腔内 区域时，喷雾块仍在不受空腔13b的内壁面的影响(不与空腔13b的内表 面碰撞)的情况下扩散。因此，即使在燃料被喷射到腔内区域时，具有相 对低的密度的空气-燃料混合物燃烧，因此燃烧缓慢。就是说，在该情况 下，在燃料被喷射到腔外区域的情况和燃料被喷射到腔内区域的情况之间 由于喷雾密度几乎不存在燃烧模式的差异，并且由于每个区域的温度和氧 气密度出现了燃烧模式的差异。因此，在生成理想热释放率波形模型时， 基于这些温度和氧气密度生成关于每个反应模式的理想热释放率波形模 型。除上文之外，通过对理想热释放率波形模型进行滤波来生成理想热释 放率波形的操作、组合理想热释放率波形的操作、通过理想热释放率波形 和实际热释放率波形之间的比较诊断燃烧状态以及基于诊断结果校正引 擎1的控制参数的操作与第一实施例的操作相似，因此这里省略了描述。

在如本实施例的情况中的那样喷射量小的情况下，如第二实施例的情 况，气缸内部也可以细分成燃料密度相对低的喷射器23附近的区域和燃 料密度相对高的上述区域外周侧的区域，并且可以针对每个区域分别生成 热释放率波形。

上述实施例是其中本发明应用于安装在汽车上的直列四缸柴油机1 的情况。在下文中将描述本发明的其他实施例。本发明不限于汽车中使用 的引擎，并且还可以应用于用在其他应用中的引擎。气缸数目或者引擎类 型(诸如直列引擎、V引擎和水平对置引擎)没有特别限制。

在上述实施例中，根据本发明的燃烧状态诊断系统存储在车载ECU 100的ROM中(在车辆中实现)，并且基于引擎1的操作状态诊断燃烧 状态。本发明不限于该配置。本发明还可以应用于如下使用模式，其中燃 烧状态诊断系统设置在实验设备(引擎台架测试器)中并且通过在引擎1 的设计阶段中在实验设备上的引擎的测试操作时诊断燃烧状态来获取控 制参数的最优值。

在第一实施例中，针对腔外区域和腔内区域中的每个生成理想热释放 率波形，并且这些彼此组合并用于燃烧状态的诊断。在第二实施例中，针 对腔外区域和腔内区域中的每个中的高燃料密度区域和低燃料密度区域 分别生成理想热释放率波形，并且这些彼此组合并用于燃烧状态的诊断。 本发明不限于这些配置。针对每个区域生成的理想热释放率波形可以单独 地用于燃烧状态的诊断或者可以用于设计引擎或获得控制参数的最优值。

在上述实施例中，描述了设置有通过仅在通电时段中进入全阀打开状 态来改变其燃料喷射率的压电喷射器23的引擎1。相反，本发明也可以 应用于使用可变喷射率喷射器的引擎。

本发明可以应用于生成安装在汽车上的柴油机中的每个燃料区域中 的热释放率波形并且诊断每个区域。