JP2007127004A - 内燃機関の状態量推定装置、内燃機関の制御装置、及び内燃機関の状態量推定方法 - Google Patents

Abstract

【課題】内燃機関の状態量を容易かつ精度よく推定する。
【解決手段】筒内温度補正部６２は、吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVCを設定するとともにこの仮筒内温度Ｔ_IVCを補正する。ＮＯｘ濃度推定部６４は、吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVC及び筒内ガスの検出圧力ｐの履歴を基に、ＮＯｘ濃度推定モデルを用いて排気ガス中のＮＯｘ濃度ζ₀を推定する。筒内温度補正部６２は、ＮＯｘの推定濃度ζ₀と検出濃度ζとの偏差Δζの絶対値が減少するように吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVCを補正する。そして、筒内温度推定部５２は、ＮＯｘの推定濃度ζ₀と検出濃度ζとの偏差Δζの絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度Ｔ_IVCを、吸気弁閉時の推定筒内温度とする。
【選択図】図２

Description

本発明は、筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定装置、内燃機関の制御装置、及び内燃機関の状態量推定方法に関する。

内燃機関の筒内温度を熱電対等の温度センサにより測定することは、温度センサの耐熱性・耐久性と応答性が不十分であることや、内燃機関に装着することが容易でないために、実用することが困難である。そのため、内燃機関の吸気弁が閉じたときの筒内温度が不明であり、熱発生、エミッション生成、ノックの発生等の燃焼時の挙動を推定することが困難である。内燃機関の燃焼時の挙動を推定するためには、温度センサを用いることなく内燃機関の筒内温度を推定できることが要求される。

内燃機関の筒内ガス状態量を推定する装置としては、下記特許文献１に示すものが開示されている。特許文献１においては、各種物理モデルを組み合わせたシミュレーション結果と筒内相対圧力センサ出力との比較に基づいて、筒内ガス状態量を逆算している。

また、ノックの発生を抑止する内燃機関の制御装置としては、下記特許文献２に示すものが開示されている。特許文献２においては、既燃部と未燃部との燃焼室２領域サイクルシミュレーションに自着火モデルを組み合わせて自着火発生時期と自着火による発熱量を予測し、トレースノック点火時期を予測することによって内燃機関の燃焼制御を行っている。

特開２００４−１０８３４８号公報 特開２００４−３３２５８４号公報

特許文献１においては、シミュレーションに用いられる各種物理モデルに仮定が多く含まれるため、逆算された筒内ガス状態量の精度を確保することが困難である。特に、筒内ガスからの燃焼室壁面への熱伝達量を推定するモデルには一般性が欠けており、異なる内燃機関ごとに定数適合を行う必要があるため、推定精度を確保することが困難である。

また、特許文献２においては、自着火発生時期と自着火による発熱量を予測する際に、熱発生パターンや燃焼室壁面からの伝熱量を仮定する必要がある。自着火発生時期と自着火による発熱量の予測精度を確保することが困難であり、ノックの発生を抑止する燃焼制御を精度よく行うことが困難である。

本発明は、内燃機関の状態量を容易かつ精度よく推定することができる内燃機関の状態量推定装置及び状態量推定方法を提供することを目的とする。また、本発明は、内燃機関の燃焼制御を精度よく行うことができる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

本発明に係る内燃機関の状態量推定装置、内燃機関の制御装置、及び内燃機関の状態量推定方法は、上述した目的を達成するために以下の手段を採った。

本発明に係る内燃機関の状態量推定装置は、筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定装置であって、内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得部と、内燃機関の排気ガスにおける所定成分の濃度を検出する排気濃度検出部と、筒内圧力取得部による取得筒内圧力と排気濃度検出部による所定成分の検出濃度とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定部と、を備えることを要旨とする。

本発明によれば、内燃機関の排気ガスにおける所定成分の濃度の筒内温度依存性を利用して、内燃機関の筒内圧力と排気ガスの所定成分の検出濃度とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定することができる。したがって、内燃機関の状態量を容易かつ精度よく推定することができる。

本発明の一態様では、筒内温度推定部は、内燃機関の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正する筒内温度補正部と、筒内温度補正部による仮筒内温度と筒内圧力取得部による取得筒内圧力とに基づいて内燃機関の排気ガスにおける所定成分の濃度を推定する排気濃度推定部と、を有し、筒内温度補正部は、排気濃度推定部による所定成分の推定濃度と排気濃度検出部による所定成分の検出濃度との偏差の絶対値が減少するよう仮筒内温度を補正し、筒内温度推定部は、排気濃度推定部による所定成分の推定濃度と排気濃度検出部による所定成分の検出濃度との偏差の絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度を基に内燃機関の筒内温度を推定することが好適である。こうすれば、内燃機関の仮筒内温度及び筒内圧力を基に算出した排気ガスの所定成分の推定濃度を排気ガスの所定成分の検出濃度と比較して、それらの偏差の絶対値が減少するように仮筒内温度を補正することで、内燃機関の筒内温度を容易かつ精度よく推定することができる。この態様では、排気濃度推定部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対して前記所定成分の濃度を関連付ける排気濃度推定モデルを用いて、該所定成分の濃度を推定することが好適である。こうすれば、排気濃度推定モデルを用いて排気ガスの所定成分の推定濃度を容易かつ精度よく算出することができる。また、この態様では、筒内温度補正部は、内燃機関の吸気弁閉時の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正することが好適である。こうすれば、吸気弁閉時の筒内温度を容易かつ精度よく推定することができる。

本発明の一態様では、前記所定成分の濃度は、窒素酸化物の濃度であることが好適である。こうすれば、内燃機関の排気ガスにおける窒素酸化物濃度の筒内温度依存性を利用して、内燃機関の筒内温度を容易かつ精度よく推定することができる。

また、本発明に係る内燃機関の状態量推定装置は、筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定装置であって、内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得部と、内燃機関のノックまたは自着火の開始時期を検出する自着火時期検出部と、筒内圧力取得部による取得筒内圧力と自着火時期検出部によるノックまたは自着火の検出開始時期とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定部と、を備えることを要旨とする。

本発明によれば、内燃機関のノックまたは自着火の開始時期の筒内温度依存性を利用して、内燃機関の筒内圧力とノックまたは自着火の検出開始時期とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定することができる。したがって、内燃機関の状態量を容易かつ精度よく推定することができる。

本発明の一態様では、筒内温度推定部は、内燃機関の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正する筒内温度補正部と、筒内温度補正部による仮筒内温度と筒内圧力取得部による取得筒内圧力とに基づいて内燃機関のノックまたは自着火の開始時期を推定する自着火時期推定部と、を有し、筒内温度補正部は、自着火時期推定部によるノックまたは自着火の推定開始時期と自着火時期検出部によるノックまたは自着火の検出開始時期との偏差の絶対値が減少するよう仮筒内温度を補正し、筒内温度推定部は、自着火時期推定部によるノックまたは自着火の推定開始時期と自着火時期検出部によるノックまたは自着火の検出開始時期との偏差の絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度を基に内燃機関の筒内温度を推定することが好適である。こうすれば、内燃機関の仮筒内温度及び筒内圧力を基に算出したノックまたは自着火の推定開始時期をノックまたは自着火の検出開始時期と比較して、それらの偏差の絶対値が減少するように仮筒内温度を補正することで、内燃機関の筒内温度を容易かつ精度よく推定することができる。この態様では、自着火時期推定部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対してノックまたは自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、ノックまたは自着火の開始時期を推定することが好適である。こうすれば、自着火時期推定モデルを用いてノックまたは自着火の推定開始時期を容易かつ精度よく算出することができる。また、この態様では、筒内温度補正部は、内燃機関の吸気弁閉時の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正することが好適である。こうすれば、吸気弁閉時の筒内温度を容易かつ精度よく推定することができる。

本発明の一態様では、筒内圧力取得部による取得筒内圧力と筒内温度推定部による推定筒内温度とに基づいて内燃機関の筒内混合気量を推定する筒内混合気量推定部を備えることが好適である。こうすれば、内燃機関の筒内混合気量を容易かつ精度よく推定することができる。この態様では、内燃機関の燃料噴射量を取得する燃料噴射量取得部と、内燃機関の空燃比を検出する空燃比検出部と、燃料噴射量取得部による取得燃料噴射量と空燃比検出部による検出空燃比とに基づいて内燃機関の筒内新気量を推定する筒内新気量推定部と、を備えることが好適である。こうすれば、内燃機関の筒内新気量を容易かつ精度よく推定することができる。さらに、筒内混合気量推定部による推定筒内混合気量と筒内新気量推定部による推定筒内新気量とに基づいて内燃機関の筒内残留ガス量または筒内残留ガス割合を推定する筒内残留ガス推定部を備えることが好適である。こうすれば、内燃機関の筒内残留ガス量または筒内残留ガス割合を容易かつ精度よく推定することができる。

また、本発明に係る内燃機関の制御装置は、本発明に係る内燃機関の状態量推定装置を備え、筒内で混合気を点火させて燃焼させる内燃機関の点火時期を制御する内燃機関の制御装置であって、内燃機関のノックまたは自着火を検出する自着火検出部と、自着火検出部によりノックまたは自着火が検出された場合に点火時期を遅角させる点火時期制御部と、を備え、点火時期制御部は、筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいて点火時期を遅角させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測する遅角時状態量予測部と、遅角時状態量予測部で予測された筒内圧力及び筒内温度に基づいて点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生を予測する遅角時自着火予測部と、を有し、遅角時自着火予測部によるノックまたは自着火の発生の予測結果を基に点火時期の遅角量を決定することを要旨とする。

本発明によれば、ノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力及び筒内温度を基に点火時期を遅角させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測し、この予測した点火時期を遅角させる場合の筒内圧力及び筒内温度を基に点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生を予測する。そして、点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生の予測結果を基に点火時期の遅角量を決定することで、必要最小限の点火時期の遅角量で内燃機関のノックの発生を抑止することができる。したがって、内燃機関のノックの発生を抑止する制御を精度よく行うことができ、内燃機関の燃焼制御を精度よく行うことができる。

本発明の一態様では、遅角時状態量予測部は、筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいてノックまたは自着火が検出された場合の質量燃焼割合を推定し、該推定した質量燃焼割合に基づいて点火時期を遅角させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測することが好適である。こうすれば、ノックまたは自着火が検出された場合の質量燃焼割合を基に点火時期を遅角させる場合の筒内圧力及び筒内温度を容易かつ精度よく予測することができ、点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生を容易かつ精度よく予測することができる。

本発明の一態様では、遅角時自着火予測部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対してノックまたは自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生を予測することが好適である。こうすれば、自着火時期推定モデルを用いて点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生を容易かつ精度よく予測することができる。

また、本発明に係る内燃機関の制御装置は、本発明に係る内燃機関の状態量推定装置と、筒内で混合気を燃焼させる可変圧縮比型内燃機関の圧縮比を制御する圧縮比制御部と、を備える内燃機関の制御装置であって、圧縮比制御部は、筒内圧力取得部で取得された筒内圧力と筒内温度推定部で推定された筒内温度とに基づいて圧縮比を変化させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測する圧縮比変化時状態量予測部と、圧縮比変化時状態量予測部で予測された筒内圧力及び筒内温度に基づいて圧縮比を変化させる場合のノックまたは自着火の発生を予測する圧縮比変化時自着火予測部と、を有し、圧縮比変化時自着火予測部によるノックまたは自着火の発生の予測結果を基に圧縮比の変化量を決定することを要旨とする。

本発明によれば、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度を基に圧縮比を変化させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測し、この予測した圧縮比を変化させる場合の筒内圧力及び筒内温度を基に圧縮比を変化させる場合のノックまたは自着火の発生を予測する。そして、圧縮比を変化させる場合のノックまたは自着火の発生の予測結果を基に圧縮比の変化量を決定することで、必要最小限の圧縮比の変化量で火花点火機関のノックの発生を抑止する制御や圧縮自着火機関の自着火時期の制御を精度よく行うことができる。したがって、内燃機関の燃焼制御を精度よく行うことができる。

本発明の一態様では、圧縮比変化時自着火予測部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対してノックまたは自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、圧縮比を変化させる場合のノックまたは自着火の発生を予測することが好適である。こうすれば、自着火時期推定モデルを用いて圧縮比を変化させる場合のノックまたは自着火の発生を容易かつ精度よく予測することができる。

本発明の一態様では、可変圧縮比型内燃機関は、筒内で混合気を点火させて燃焼させる火花点火機関であり、内燃機関のノックまたは自着火を検出する自着火検出部をさらに備え、圧縮比制御部は、自着火検出部によりノックまたは自着火が検出された場合に圧縮比を低減させ、圧縮比変化時状態量予測部は、筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいて圧縮比を低減させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測し、圧縮比変化時自着火予測部は、圧縮比変化時状態量予測部で予測された筒内圧力及び筒内温度に基づいて圧縮比を低減させる場合のノックまたは自着火の発生を予測し、圧縮比制御部は、圧縮比変化時自着火予測部によるノックまたは自着火の発生の予測結果を基に圧縮比の低減量を決定することが好適である。こうすれば、必要最小限の圧縮比の低減量で火花点火機関のノックの発生を抑止する制御を精度よく行うことができる。この態様では、圧縮比変化時状態量予測部は、筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいてノックまたは自着火が検出された場合の質量燃焼割合を推定し、該推定した質量燃焼割合に基づいて圧縮比を低減させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測することが好適である。こうすれば、ノックまたは自着火が検出された場合の質量燃焼割合を基に圧縮比を低減させる場合の筒内圧力及び筒内温度を容易かつ精度よく予測することができ、圧縮比を低減させる場合のノックまたは自着火の発生を容易かつ精度よく予測することができる。

本発明の一態様では、可変圧縮比型内燃機関は、筒内で混合気を圧縮することで自着火させて燃焼させる圧縮自着火機関であることが好適である。こうすれば、圧縮自着火機関の自着火時期の制御を精度よく行うことができる。

また、本発明に係る内燃機関の状態量推定方法は、筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定方法であって、内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得ステップと、内燃機関の排気ガスにおける所定成分の濃度を検出する排気濃度検出ステップと、筒内圧力取得ステップによる取得筒内圧力と排気濃度検出ステップによる所定成分の検出濃度とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定ステップと、を含むことを要旨とする。

また、本発明に係る内燃機関の状態量推定方法は、筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定方法であって、内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得ステップと、内燃機関のノックまたは自着火の開始時期を検出する自着火時期検出ステップと、筒内圧力取得ステップによる取得筒内圧力と自着火時期検出ステップによるノックまたは自着火の検出開始時期とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定ステップと、を含むことを要旨とする。

以下、本発明を実施するための形態（以下実施形態という）を図面に従って説明する。

「全体構成」
図１は、本発明の実施形態に係る内燃機関の状態量推定装置を備える内燃機関の制御装置の構成の概略を示す図である。内燃機関（エンジン）１０は、ピストン−クランク機構を用いた周知の構成で実現可能であり、火花点火機関として構成されている。吸気行程では、吸気弁が開いており吸気ガスが筒内に吸入される。圧縮行程では、吸気弁が閉じており筒内の吸気ガスがピストンにより圧縮される。そして、筒内の吸気ガス（混合気）が点火プラグにより点火されることで燃焼する。膨張行程では、燃焼後の筒内ガスが膨張することでクランク軸に動力を発生させる。排気行程では、排気弁が開いており燃焼後の筒内ガスが排気ガスとして排出される。ただし、後述するように、内燃機関１０を、筒内で混合気を圧縮することで自着火させて燃焼させる圧縮自着火機関により構成することもできる。

本実施形態では、内燃機関１０の各種状態量（筒内ガス状態量）を推定するために、クランク角センサ１２、筒内圧力センサ１４、ＮＯｘセンサ１６、空燃比（Ａ／Ｆ）センサ１８、及びノックセンサ２０が設けられている。クランク角センサ１２は、内燃機関１０のクランク角度θを検出する。筒内圧力センサ１４は、内燃機関１０の筒内圧力（筒内ガス圧力）ｐを検出する。ＮＯｘセンサ１６は、内燃機関１０の排気ガス（筒内で燃焼により発生し且つ排気弁開時に筒内より排出されるガス）中に含まれるＮＯｘ（窒素酸化物）の濃度ζを検出する。空燃比（Ａ／Ｆ）センサ１８は、内燃機関１０の筒内ガス（混合気）の空燃比Ａ／Ｆを検出する。ノックセンサ２０は、内燃機関１０の筒内ガス（混合気）の燃焼時におけるノックまたは自着火の発生及びその開始時期を検出する。ただし、ノックセンサ２０の代わりに筒内圧力センサ１４を用いて内燃機関１０のノックまたは自着火の発生及びその開始時期を検出することも可能である。

電子制御装置４２は、ＣＰＵを中心としたマイクロプロセッサとして構成されており、処理プログラムを記憶したＲＯＭと、一時的にデータを記憶するＲＡＭと、入出力ポートと、を備える。この電子制御装置４２には、クランク角センサ１２で検出されたクランク角度θを示す信号、筒内圧力センサ１４で検出された筒内ガス圧力ｐを示す信号、ＮＯｘセンサ１６で検出されたＮＯｘ濃度ζを示す信号、空燃比センサ１８で検出された空燃比Ａ／Ｆを示す信号、及びノックセンサ２０で検出されたノックまたは自着火の発生状態を示す信号等が入力ポートを介して入力されている。一方、電子制御装置４２からは、内燃機関１０の燃料噴射量（燃料噴射弁の開弁時間）を制御するための燃料噴射制御信号、及び内燃機関１０の点火時期を制御するための点火時期制御信号等が出力ポートを介して出力されている。

電子制御装置４２は、例えば図１に示す機能ブロック図により構成することができる。電子制御装置４２は、以下に説明する筒内温度推定部５２、筒内混合気量推定部５４、筒内新気量推定部５６、筒内残留ガス推定部５８、及び点火時期制御部６０を備えている。

筒内温度推定部５２は、内燃機関１０の筒内温度（筒内ガス温度）Ｔを推定する。ここでの筒内ガス温度Ｔを推定する方法の詳細については後述する。筒内混合気量推定部５４は、クランク角センサ１２による検出クランク角度θ、筒内圧力センサ１４による筒内ガスの検出圧力ｐ、及び筒内温度推定部５２による筒内ガスの推定温度Ｔに基づいて、内燃機関１０の筒内混合気量Ｎを推定する。ここでの筒内混合気量Ｎ（モル数）については、吸気弁閉時から排気弁開時までにおける同一タイミングで検出または推定されたクランク角度θと筒内ガス圧力ｐと筒内ガス温度Ｔを用いて、以下の（１）式で算出することができる。ただし、（１）式において、Ｒは普遍ガス定数である。ｖは内燃機関１０の燃焼室容積であり、クランク角度θから算出することができる。

Ｎ＝ｐ×ｖ／（Ｒ×Ｔ） （１）

筒内新気量推定部５６は、燃料噴射量及び空燃比センサ１８による検出空燃比Ａ／Ｆに基づいて、内燃機関１０の筒内新気量（空気量＋燃料量）Ｎｆを推定する。ここでの筒内新気量Ｎｆ（モル数）については、以下の（２）式で算出することができる。ただし、（２）式において、Ｍｆは燃料蒸気の平均分子量、Ｍａは空気の平均分子量である。Ｇｆは燃料噴射量（質量）であり、電子制御装置４２において例えば燃料噴射制御信号（燃料噴射弁の開弁時間）から算出（取得）することができる。

Ｎｆ＝Ｇｆ／Ｍｆ＋Ｇｆ×（Ａ／Ｆ）／Ｍａ （２）

筒内残留ガス推定部５８は、筒内混合気量推定部５４による筒内混合気の推定量Ｎ及び筒内新気量推定部５６による筒内新気の推定量Ｎｆに基づいて、内燃機関１０の筒内残留ガス割合Ｎｒ／Ｎを推定する。ここでの筒内残留ガス割合Ｎｒ／Ｎについては、以下の（３）式で算出することができる。また、筒内残留ガス推定部５８は、筒内混合気の推定量Ｎ及び筒内新気の推定量Ｎｆに基づいて、内燃機関１０の筒内残留ガス量Ｎｒを推定することもできる。その場合の筒内残留ガス量Ｎｒ（モル数）は、以下の（４）式で表される。

Ｎｒ／Ｎ＝１−Ｎｆ／Ｎ （３）
Ｎｒ＝Ｎ−Ｎｆ （４）

点火時期制御部６０は、点火時期制御信号により内燃機関１０の点火時期を制御する。ここでの点火時期制御部６０は、ノックセンサ２０（あるいは筒内圧力センサ１４）からの信号に基づきノック（自着火）が発生したと判定した場合は、点火時期を遅角させることでノック（自着火）の発生を抑止する。ここでの点火時期制御の詳細については後述する。

「筒内温度推定部の構成」
次に、筒内温度推定部５２のより具体的な構成例について図２を用いて説明する。筒内温度推定部５２は、筒内圧力センサ１４による筒内ガスの検出圧力ｐの履歴及びＮＯｘセンサ１６によるＮＯｘの検出濃度ζに基づいて内燃機関１０の筒内温度（筒内ガス温度）Ｔを推定する。そして、筒内温度推定部５２は、図２に示すように、以下に説明する筒内温度補正部６２、ＮＯｘ濃度推定部６４、及びＮＯｘ濃度比較部６６を備えている。

筒内温度補正部６２は、内燃機関１０の仮筒内温度を設定してＮＯｘ濃度推定部６４へ出力するとともにこの仮筒内温度を補正する。ここでは、内燃機関１０の吸気弁閉時（吸気弁が閉じたとき）の仮筒内温度Ｔ_IVCが設定されるとともにこの仮筒内温度Ｔ_IVCが補正される。ＮＯｘ濃度推定部６４は、筒内温度補正部６２による吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVC及び筒内圧力センサ１４による筒内ガスの検出圧力ｐの履歴に基づいて、内燃機関１０の排気ガス（筒内で燃焼により発生し且つ排気弁開時に筒内より排出されるガス）中に含まれるＮＯｘの濃度ζ₀を推定する。ここでは、内燃機関１０の筒内圧力ｐ及び筒内温度Ｔに対してＮＯｘの濃度ζを関連付けるＮＯｘ濃度推定モデルを用いて、ＮＯｘ濃度ζ₀が推定される。このＮＯｘ濃度推定モデルの詳細については後述する。

ＮＯｘ濃度比較部６６は、ＮＯｘ濃度推定部６４によるＮＯｘの推定濃度ζ₀とＮＯｘセンサ１６によるＮＯｘの検出濃度ζとを比較し、それらの偏差Δζを筒内温度補正部６２へ出力する。筒内温度補正部６２は、ＮＯｘ濃度推定部６４によるＮＯｘの推定濃度ζ₀とＮＯｘセンサ１６によるＮＯｘの検出濃度ζとの偏差Δζの絶対値が減少するように、ＮＯｘ濃度推定部６４へ出力する吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVCを補正し、且つＮＯｘ推定濃度ζ₀とＮＯｘ検出濃度ζとの偏差Δζの絶対値が設定量以下になるまで仮筒内温度Ｔ_IVCの補正を繰り返して行う。例えば筒内温度補正部６２は、ＮＯｘの検出濃度ζの方がＮＯｘの推定濃度ζ₀より高い場合は仮筒内温度Ｔ_IVCを高く補正し、ＮＯｘの検出濃度ζの方がＮＯｘの推定濃度ζ₀より低い場合は仮筒内温度Ｔ_IVCを低く補正する。ここでは以下の（５）、（６）式に従って吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVCを補正することができる。

ただし、（５）、（６）式において、Ｔ_IVC ^newは補正後の吸気弁閉時の筒内混合気温度の値、Ｔ_IVC ^oldは補正前の吸気弁閉時の筒内混合気温度の値、ΔＴ_IVCは補正量、ΔζはＮＯｘの推定濃度ζ₀とＮＯｘの検出濃度ζとの偏差である。また、∂ζ／∂Ｔ_IVCは、吸気弁閉時の筒内混合気温度に対するＮＯｘ濃度の感度であり、実験的または解析的に求めることができる。図３に、吸気弁閉時の筒内混合気温度に対するＮＯｘ濃度の感度の一例を示す。ただし、図３において、Ａ／Ｆは空燃比、ＫＬはエンジン負荷である。

そして、筒内温度推定部５２は、ＮＯｘ濃度推定部６４によるＮＯｘの推定濃度ζ₀とＮＯｘセンサ１６によるＮＯｘの検出濃度ζとの偏差Δζの絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度Ｔ_IVCを、吸気弁閉時（吸気弁が閉じたとき）の推定筒内温度とする。

次に、ＮＯｘ濃度推定部６４においてＮＯｘ濃度ζ₀の推定に用いられるＮＯｘ濃度推定モデルの一例について説明する。

本実施形態では、以下の３反応１〜３によってＮＯの生成と消滅が記述される、いわゆる拡大Zeldovich機構が用いられる。

このモデルでは、いわゆるpromptＮＯや燃料中に含まれるＮ及びＮ₂Ｏ機構を無視し、且つＮＯｘをＮＯのみから成ると考え、以下の常微分方程式を用いてＮＯｘ濃度の計算を行う。

ただし、（７）〜（１０）式において、［ＮＯ］は、ＮＯのモル濃度（mol/cm³）、つまりＮＯｘ濃度ζ₀を表す。また、［Ｘ］は化学種Ｘのモル濃度（mol/cm³）、Ｒ₁〜Ｒ₃はそれぞれ各反応１〜３の速度（mol/s/cm³）、ｋ₁〜ｋ₃はそれぞれ各反応１〜３の速度定数、添字ｅは化学平衡値を表す。

各化学種の平衡値［Ｘ］_eについては、既知の一般的な化学平衡計算手法を用いて、筒内圧力ｐと既燃部の各元素（本実施形態ではＨ，Ｏ，Ｃ，Ｎ）の原子数を与えて計算することができる。既燃部の各元素の原子数は、質量燃焼割合ｘを用いた以下の（１１）〜（１４）式で表される。

ただし、（１１）〜（１４）式において、Ｎ_Hは既燃部に含まれる水素原子の数、Ｎ_H,IVCは吸気弁閉時の混合気に含まれる水素原子の数、Ｎ_Oは既燃部に含まれる酸素原子の数、Ｎ_O,IVCは吸気弁閉時の混合気に含まれる酸素原子の数、Ｎ_Cは既燃部に含まれる炭素原子の数、Ｎ_C,IVCは吸気弁閉時の混合気に含まれる炭素原子の数、Ｎ_Nは既燃部に含まれる窒素原子の数、Ｎ_N,IVCは吸気弁閉時の混合気に含まれる窒素原子の数である。ここで、空燃比Ａ／Ｆから未燃混合気の組成を決定することができ、この未燃混合気の組成と未燃混合気の全モル数から未燃混合気に含まれる各原子のモル数を決定することができる。そのため、筒内残留ガスを考慮する場合は、空燃比Ａ／Ｆ、筒内新気量Ｎｆ、及び筒内残留ガス割合Ｎｒ／Ｎから、吸気弁閉時の混合気に含まれる各原子のモル数を決定することができる。

質量燃焼割合ｘは、以下の（１５）〜（２５）式で表される。

ただし、（１５）〜（２５）式において、Ｙ_Rは筒内混合気の質量、γ_Pは燃焼生成物の比熱比、γ_Cは未燃混合気の比熱比、γ_Rは燃焼反応物の比熱比、ｖ_Sは燃焼室容積（クランク角度θから算出）、ｖ_Siは点火時期における燃焼室容積、ｐは筒内圧力、ｐ_Siは点火時期における筒内圧力、ｐ_aは大気圧、ｑ_wは燃焼室壁面からの熱損失、ρ_Siは点火時の筒内混合気密度、Ｑは燃焼による熱発生量、Ｍ_jは化学種ｊの分子量、Ｘ_u,jは燃焼前の既燃部に含まれる化学種ｊのモル数、Ｘ_b,jは既燃部に含まれる化学種ｊのモル数である。また、α_C＝１−１／γ_C、α_R＝１−１／γ_Rである。

燃焼室壁面からの熱損失ｑ_wについては、以下のようにして算出することができる。まず（１５）式で熱損失を０とおいた以下の（２６）式から、その左辺ｘ_pの最大値ｘ_pmaxを算出する。次に、以下の（２７）、（２８）式を用いて熱損失ｑ_wを算出する。

燃焼による熱発生量Ｑは、以下の（２９）式で表される。

ただし、（２９）式において、ｍは既燃部及び燃焼前の混合気に含まれる化学種の総数、Ｍ_jは化学種ｊの分子量、ｕ_j(Ｔ)は化学種ｊの比内部エネルギー（筒内温度Ｔの関数）、Ｔ_uは燃焼前の既燃部の温度、Ｔ_bは既燃部の温度、Ｘ_u,jは燃焼前の既燃部に含まれる化学種ｊのモル数、Ｘ_b,jは既燃部に含まれる化学種ｊのモル数、ｐ_uは燃焼前の既燃部の圧力、ｖ_uは燃焼前の既燃部の比体積、γ_uは燃焼前の既燃部の比熱比、ｐ_bは既燃部の圧力、ｖ_bは既燃部の比体積、γ_bは既燃部の比熱比である。

また、点火時期前または点火時期の筒内混合気温度Ｔは、以下の（３０）式で表される。

ただし、（３０）式において、Ｔ_IVCは吸気弁閉時の筒内混合気温度、ｖ_IVCは吸気弁閉時の燃焼室容積、ｖは点火時期前または点火時期の燃焼室容積である。κはポリトロープ指数であり、筒内圧力ｐと燃焼室容積ｖの履歴から算出することができる。

そして、点火時期後の未燃部温度Ｔは、以下の（３１）式で表される。

ただし、（３１）式において、Ｔ_ignは点火時期における筒内混合気温度、ｐ_ignは点火時期における筒内圧力（＝ｐ_Si）、ｐは点火時期後の筒内圧力、γは点火時期後の未燃部の比熱比である。

そして、点火時期後の既燃部温度Ｔについては、筒内圧力ｐと吸気弁閉時の筒内混合気温度Ｔ_IVCを基に、以上の（１１）〜（３１）式及び状態方程式を連立させた上で、既知の一般的な化学平衡計算を行うことで算出することができる。例えば点火時期後の仮既燃部温度Ｔ₀を設定して質量燃焼割合ｘを（１５）〜（２９）式及び状態方程式を用いて算出し、筒内圧力ｐと質量燃焼割合ｘを基に化学平衡計算を行って点火時期後の既燃部温度Ｔを算出する。そして、設定した仮既燃部温度Ｔ₀と化学平衡計算により算出された既燃部温度Ｔとの偏差の絶対値が減少するように仮既燃部温度Ｔ₀を補正しながら、化学平衡計算による既燃部温度Ｔの算出を繰り返して行う。そして、設定した仮既燃部温度Ｔ₀と化学平衡計算により算出される既燃部温度Ｔとの偏差の絶対値が設定量以下であるときの仮既燃部温度Ｔ₀を、点火時期後の既燃部温度Ｔとすることができる。ただし、最初に質量燃焼割合ｘを算出する際には、（２９）式において既燃部の化学種のモル数が必要である。このときは、混合気が完全燃焼した場合のモル数を与えて、質量燃焼割合ｘを算出する。あるいは、質量燃焼割合ｘ＝１を仮定した上で、化学平衡計算を実施して既燃部の化学種のモル数を決定する。点火時期後の既燃部温度Ｔが求まれば、（７）〜（２９）式と状態方程式と既知の一般的な化学平衡計算手法を用いて、ＮＯのモル濃度［ＮＯ］（mol/cm³）、つまりＮＯｘ推定濃度ζ₀を算出することができる。以上のように、ＮＯｘ濃度推定部６４は、混合気の燃焼時の筒内圧力ｐの履歴と吸気弁閉時の筒内混合気温度Ｔ_IVCを基に、（７）〜（３１）式と状態方程式と既知の一般的な化学平衡計算手法を用いて、ＮＯｘ推定濃度ζ₀を算出することができる。

そして、筒内温度推定部５２は、ＮＯｘ推定濃度ζ₀とＮＯｘ検出濃度ζとの偏差Δζの絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度（吸気弁閉時の推定筒内温度）Ｔ_IVCを基に、吸気弁閉時期後から点火時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内温度、点火時期後の筒内未燃部温度、及び点火時期後から排気弁開時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内既燃部温度を推定することができる。吸気弁閉時期後から点火時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内温度については、前述の（３０）式を用いて算出することができる。点火時期後の筒内未燃部温度については、前述の（３１）式を用いて算出することができる。点火時期後から排気弁開時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内既燃部温度については、前述したように、（１１）〜（３１）式及び状態方程式を連立させた上で、既知の一般的な化学平衡計算を行うことで算出することができる。

内燃機関１０から排出されるＮＯｘ濃度は、筒内でＮＯｘが生成される化学反応機構が筒内温度（既燃混合気温度）Ｔに極めて敏感であるため、本実施形態では、検出したＮＯｘ濃度ζを基に筒内温度（未燃混合気温度及び既燃混合気温度）Ｔを推定することが可能である。より具体的には、少なくとも混合気の燃焼時における筒内圧力ｐの履歴と設定した吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCとを基にＮＯｘ推定濃度ζ₀を算出し、この算出したＮＯｘ推定濃度ζ₀をＮＯｘ検出濃度ζと比較する。そして、ＮＯｘ推定濃度ζ₀とＮＯｘ検出濃度ζとの偏差Δζの絶対値が設定量以下になるように吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCを補正することで、吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCを推定することができる。そして、この推定した吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCを基に、吸気弁閉時期後から点火時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内温度、点火時期後の筒内未燃部温度、及び点火時期後から排気弁開時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内既燃部温度を推定することができる。このように、本実施形態によれば、ＮＯｘ濃度ζの筒内ガス温度Ｔに対する依存性を利用して、筒内ガス温度Ｔを容易かつ精度よく推定することができる。

「筒内温度推定部の他の構成」
次に、筒内温度推定部５２の他の構成例について図４を用いて説明する。この構成例では、筒内温度推定部５２は、筒内圧力センサ１４による筒内ガスの検出圧力ｐの履歴及びノックセンサ２０（あるいは筒内圧力センサ１４）によるノックまたは自着火の検出開始時期θに基づいて内燃機関１０の筒内温度（筒内ガス温度）Ｔを推定する。そして、筒内温度推定部５２は、図４に示すように、以下に説明する筒内温度補正部６２、自着火時期推定部７４、及び自着火時期比較部７６を備えている。

筒内温度補正部６２は、内燃機関１０の仮筒内温度を設定して自着火時期推定部７４へ出力するとともにこの仮筒内温度を補正する。ここでは、内燃機関１０の吸気弁閉時（吸気弁が閉じたとき）の仮筒内温度Ｔ_IVCが設定されるとともにこの仮筒内温度Ｔ_IVCが補正される。自着火時期推定部７４は、筒内温度補正部６２による吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVC及び筒内圧力センサ１４による筒内ガスの検出圧力ｐの履歴に基づいて、内燃機関１０の自着火の開始時期θ₀を推定する。ここでは、内燃機関１０の筒内圧力ｐ及び筒内温度Ｔに対して自着火の開始時期θを関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、自着火の開始時期θ₀が推定される。この自着火時期推定モデルの詳細については後述する。

自着火時期比較部７６は、自着火時期推定部７４による自着火の推定開始時期θ₀とノックセンサ２０（あるいは筒内圧力センサ１４）による自着火の検出開始時期θとを比較し、それらの偏差Δθを筒内温度補正部６２へ出力する。筒内温度補正部６２は、自着火時期推定部７４による自着火の推定開始時期θ₀とノックセンサ２０（あるいは筒内圧力センサ１４）による自着火の検出開始時期θとの偏差Δθの絶対値が減少するように、自着火時期推定部７４へ出力する吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVCを補正し、且つ自着火の推定開始時期θ₀と検出開始時期θとの偏差Δθの絶対値が設定量以下になるまで仮筒内温度Ｔ_IVCの補正を繰り返して行う。例えば自着火の検出開始時期θの方が推定開始時期θ₀より早い場合は仮筒内温度Ｔ_IVCを高く補正し、自着火の検出開始時期θの方が推定開始時期θ₀より遅い場合は仮筒内温度Ｔ_IVCを低く補正する。ただし、逆の場合もあり得るため、偏差Δθの絶対値が減少するように仮筒内温度Ｔ_IVCを補正する方向を決定する。また、ここでは、前述の（６）式でζ及びΔζをθ及びΔθにそれぞれ置き換えた式に従って吸気弁閉時の仮筒内温度Ｔ_IVCを補正することができる。

そして、筒内温度推定部５２は、自着火時期推定部７４による自着火の推定開始時期θ₀とノックセンサ２０（あるいは筒内圧力センサ１４）による自着火の検出開始時期θとの偏差Δθの絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度Ｔ_IVCを、吸気弁閉時（吸気弁が閉じたとき）の推定筒内温度とする。

次に、自着火時期推定部７４において自着火の開始時期θ₀の推定に用いられる自着火時期推定モデルの例について説明する。

本実施形態では、自着火時期推定部７４は、Livengood-Wu積分式を用いて自着火の開始時期θ₀を推定することができる。Livengood-Wu積分式は、以下の（３２）、（３３）式で表され、自着火時期推定部７４は、例えば（３２）式の積分値Ｗｕが１となる時刻（クランク角度）を自着火開始時期θ₀と判定することができる。

ただし、（３２）、（３３）式において、ｔは時刻、Ｔは筒内温度、ｐは筒内圧力、φは筒内混合気の当量比（空燃比Ａ／Ｆから算出）である。積分開始時刻０は、自着火に関わる反応が進行していないとみなせる時刻、例えば吸気弁閉時期とすることができる。点火時期前または点火時期の筒内温度（混合気温度）Ｔについては、前述の（３０）式を用いて算出することができ、点火時期後の筒内温度（未燃部温度）Ｔについては、前述の（３１）式を用いて算出することができる。

（３３）式の関数ｆは、例えば以下の（３４）式で表すことができる。

（３４）式において、通常、Ａ，α，β，Ｅは定数とするが、積分区間または変数Ｔ，ｐ，φの値に応じて変化させることもできる。また、関数ｆとして他の形も採り得ることができる。さらに、関数ｆの変数としてＴ，ｐ，φ以外のものを挙げることもでき、例えば残留ガス割合Ｎｒ／Ｎを用いることもできる。

また、本実施形態では、自着火時期推定部７４は、未燃部で起きる化学反応を模擬するモデルを用いることによっても、自着火の開始時期θ₀を推定することができる。ここでの未燃部で起きる化学反応を模擬するモデルは、以下の（３５）式で表される。

ただし、（３５）式において、Ｘ_jは化学種ｊのモル数、Ｖは未燃部の体積、ｔは時刻、ｂ_rjは反応ｒの生成物ｊの量論係数、ａ_rjは反応ｒの反応物ｊの量論係数、ｋ_frは反応ｒの正方向反応速度定数（筒内未燃部温度Ｔの関数とすることが可能）、ｋ_brは反応ｒの逆方向反応速度定数（筒内未燃部温度Ｔの関数とすることが可能）である。Ｃ_jは化学種ｊのモル濃度であり、以下の（３６）、（３７）式で表される。

ただし、（３６）、（３７）式において、Ｘ_jは化学種ｊの未燃部におけるモル数、Ｖは未燃部の体積、Ｎは未燃部のモル数、Ｒは普遍ガス定数、Ｔは未燃部の温度、ｐは未燃部の圧力である。

（３５）〜（３７）式と以下の（３８）式と状態方程式とを連立させて各時刻（クランク角度）の未燃部組成を算出することができる。なお、筒内残留ガスを考慮する場合は、吸気弁閉時の混合気組成（初期組成）については、空燃比Ａ／Ｆ、筒内新気量Ｎｆ、筒内残留ガス割合Ｎｒ／Ｎ、及び残留ガス組成から決定することができ、残留ガス組成については、実験的または解析的に予め求めた経験値を与えることで決定することができる。あるいは、後述する（３９）、（４０）式を用いて算出可能な前サイクルの排気弁開時の筒内既燃部組成を与えることによっても残留ガス組成を決定することができる。

ただし、（３８）式において、ｍは未燃部の混合気に含まれる化学種の総数、Ｍ_jは化学種ｊの分子量、ｈ_j(Ｔ)は化学種ｊの比エンタルピー（筒内温度Ｔの関数）、Ｔ_oldは計算における１サンプル時間刻み前の未燃部の温度、Ｔ_newは計算における１サンプル時間刻み後の未燃部の温度、Ｘ_old,jは計算における１サンプル時間刻み前の未燃部に含まれる化学種ｊのモル数、Ｘ_new,jは計算における１サンプル時間刻み後の未燃部に含まれる化学種ｊのモル数、ｖ_oldは計算における１サンプル時間刻み前の未燃部の比体積、ｖ_newは計算における１サンプル時間刻み後の未燃部の比体積、ｐ_oldは計算における１サンプル時間刻み前の未燃部の圧力、ｐ_newは計算における１サンプル時間刻み後の未燃部の圧力である。

そして、この算出した各時刻（クランク角度）の未燃部組成を基に前述の（２９）式を用いて未燃部の熱発生量Ｑを算出することができる。自着火時期推定部７４は、例えばこの算出した未燃部の熱発生量Ｑがある閾値を超えた時刻（クランク角度）を自着火開始時期θ₀と判定することができる。

また、（３５）〜（３８）式と状態方程式を連立させて各時刻（クランク角度）の未燃部組成を算出する際には、各時刻（クランク角度）の筒内温度Ｔも算出することができる。自着火時期推定部７４は、この算出した筒内温度Ｔがある閾値を超えた時刻（クランク角度）を自着火開始時期θ₀と判定することもできる。また、自着火時期推定部７４は、（３５）式を用いて算出されたある化学種の濃度、例えばＯＨラジカルの濃度がある閾値を超えた時刻（クランク角度）を自着火開始時期θ₀と判定することもできる。

そして、筒内温度推定部５２は、自着火の推定開始時期θ₀と検出開始時期θとの偏差Δθの絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度（吸気弁閉時の推定筒内温度）Ｔ_IVCを基に、吸気弁閉時期後から点火時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内温度、点火時期後の筒内未燃部温度、及び点火時期後から排気弁開時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内既燃部温度を推定することができる。吸気弁閉時期後から点火時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内温度については、前述の（３０）式を用いて算出することができる。点火時期後の筒内未燃部温度については、前述の（３１）式を用いて算出することができる。点火時期後から排気弁開時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内既燃部温度については、前述したように、（１１）〜（３１）式及び状態方程式を連立させた上で、既知の一般的な化学平衡計算を行うことで算出することができる。

以上の説明では、自着火の開始時期の代わりにノックの開始時期を用いて筒内温度Ｔを推定することもできる。ノックの開始時期を用いる場合も自着火の開始時期を用いる場合と同様に考えることができ、以上の説明で自着火の開始時期をノックの開始時期に置き換えた場合を考えればよい。

内燃機関１０のノックの原因は筒内未燃部の自着火であるが、自着火の開始時期（ノックの開始時期）は筒内温度Ｔ（未燃混合気の温度履歴）に極めて敏感であるため、本実施形態では、検出した自着火の開始時期（ノックの開始時期）θを基に筒内温度（未燃混合気温度）Ｔを推定することが可能である。より具体的には、少なくとも点火時期後における筒内圧力ｐの履歴と設定した吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCとを基に自着火の推定開始時期（ノックの推定開始時期）θ₀を算出し、この算出した自着火の推定開始時期（ノックの推定開始時期）θ₀を自着火の検出開始時期（ノックの検出開始時期）θと比較する。そして、自着火の推定開始時期（ノックの推定開始時期）θ₀と自着火の検出開始時期（ノックの検出開始時期）θとの偏差Δθの絶対値が設定量以下になるように吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCを補正することで、吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCを推定することができる。そして、この推定した吸気弁閉時の筒内ガス温度Ｔ_IVCを基に、吸気弁閉時期後から点火時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内温度、点火時期後の筒内未燃部温度、及び点火時期後から排気弁開時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内既燃部温度を推定することができる。このように、本実施形態によれば、自着火の開始時期（ノックの開始時期）θの筒内ガス温度Ｔに対する依存性を利用して、筒内ガス温度Ｔを容易かつ精度よく推定することができる。

なお、特許文献１の方法では、各種物理モデルを組み合わせたシミュレーションを行う必要があるため、処理が煩雑であり、計算時間も長くなる。一方、本実施形態による筒内温度Ｔの推定方法は、特許文献１の方法と比較して、処理が簡便であり、計算時間も短縮することができる。また、特許文献２では、燃焼予測計算に用いる温度や圧力の初期値を求める手段が不明であるが、本実施形態による筒内温度Ｔの推定方法では、筒内温度Ｔの推定の際に用いる温度や圧力の初期値を与える方法が明確である。

そして、本実施形態では、推定した筒内温度Ｔを基に、筒内混合気量Ｎを容易かつ精度よく推定することができる。さらに、推定した筒内混合気量Ｎを基に、筒内残留ガス割合Ｎｒ／Ｎ（あるいは筒内残留ガス量Ｎｒ）を容易かつ精度よく推定することができる。

そして、本実施形態では、電子制御装置４２は、筒内温度推定部５２で推定された筒内温度Ｔを基に、熱発生、ノックの発生、エミッション生成等の燃焼時の挙動を各種計算モデルを用いて予測することもでき、エンジンシステム全体の挙動を予測することが可能となる。また、エンジン試験結果と予測結果を突き合わせることで、各種計算モデルに含まれる定数の値を決定することや、各種計算モデルの開発も可能となる。さらに、各種計算モデルを用いたエンジン制御が可能となる。すなわち、各種計算モデルを制御ロジックに組み込んで利用したり、予測結果を制御マップ化してエンジン制御に利用することが可能となる。このように、本実施形態では、エンジン制御に必要な各種計算モデルの開発及び定数適合が極めて容易になるとともに、それらの各種計算モデルを利用することで、従来、制御マップの作成に必要とされた試験の省略が可能となり、いわゆるエンジン適合に関わる大幅な工数削減と期間短縮を実現することができる。また、本実施形態に係る装置を車載することで、エンジン制御に必要な各種状態量を推定することができる。

なお、熱発生については、前述したように、（２９）式を用いて予測することが可能である。ノック（自着火）の開始時期については、前述したように、（３２）〜（３４）式（Livengood-Wu積分式）を用いて予測することも可能であるし、（３５）〜（３８）式及び状態方程式を用いて予測することも可能である。ＮＯｘ濃度については、前述したように、（７）〜（３１）式と状態方程式と既知の一般的な化学平衡計算手法を用いて予測することが可能である。

また、ＣＯ濃度については、既燃部の全モル数Ｘ_M及びＣＯ分子のモル数Ｘ_COを変化させる反応のみを考慮して、以下の（３９）、（４０）式を用いてＸ_M及びＸ_COの時間変化を算出することで予測が可能である。

ただし、（３９）、（４０）式の右辺に現れる化学種ｊのモル濃度Ｃ_jは、（３９）、（４０）式の拘束のもとで既燃部のＧｉｂｂｓの自由エネルギーが最小となるように決定される。なお、ｔは時刻、Ｖは既燃部の体積、ｂ_rM,jは反応ｒＭの生成物ｊの量論係数、ａ_rM,jは反応ｒＭの反応物ｊの量論係数、ｋ_frMは反応ｒＭの正方向反応速度定数（筒内温度Ｔの関数とすることが可能）、ｋ_brMは反応ｒＭの逆方向反応速度定数（筒内温度Ｔの関数とすることが可能）、ｂ_rCO,jは反応ｒＣＯの生成物ｊの量論係数、ａ_rCO,jは反応ｒＣＯの反応物ｊの量論係数、ｋ_frCOは反応ｒＣＯの正方向反応速度定数（筒内温度Ｔの関数とすることが可能）、ｋ_brCOは反応ｒＣＯの逆方向反応速度定数（筒内温度Ｔの関数とすることが可能）である。また、反応ｒＭは既燃部の全モル数Ｘ_Mを変化させる反応、反応ｒＣＯは既燃部のＣＯ分子のモル数Ｘ_COを変化させる反応である。

また、ＴＨＣ（Total HydroCarbon）濃度については、燃焼室壁面に沿って形成される消炎層とピストンクレビス内に残る燃料（炭化水素）量を評価することで予測が可能である。燃焼室壁面に沿って形成される消炎層に残る燃料（炭化水素）量Ｘ_fuel,quenchについては、以下の（４１）、（４２）式を用いて評価可能である。

ただし、（４１）、（４２）式において、Ｓは燃焼室内部の表面積（ピストンクレビス部を除く）、ｄは消炎層の厚み、Ｃ_fuelは消炎層内の燃料濃度、ＰｅはＰｅｃｌｅｔ数、κ_uは未燃混合気の熱伝導率、ｓ_lは未燃混合気の層流燃焼速度、Ｔ_evoは排気弁開時の既燃部温度、Ｔ_wは燃焼室壁面の温度、ｕ_bは既燃部の比内部エネルギー、ｕ_uは消炎層の比内部エネルギー、ρ_uは消炎層の密度である。

ピストンクレビス内に残る燃料（炭化水素）量Ｘ_fuel,creviceについては、以下の（４３）式を用いて評価可能である。

Ｘ_fuel,crevice＝Ｖ_crev×Ｃ_fuel （４３）

ただし、（４３）式において、Ｖ_crevはピストンクレビスの容積、Ｃ_fuelはクレビス内の燃料濃度である。

なお、ピストンクレビスから流出する未燃混合気の筒内における酸化については、以下の（４４）式を用いて評価可能である。

ただし、（４４）式において、［ＴＨＣ］は既燃部のＴＨＣ濃度、Ｔ_bは既燃部の温度、［Ｏ₂］は既燃部の酸素分子濃度である。

また、排気浄化触媒の排気浄化率や暖機性能については、以下の（４５）〜（４８）式を用いて予測することが可能である。

ただし、（４５）〜（４８）式において、ρ_gは排気浄化触媒を流れるガスの密度、ｖ_gは排気浄化触媒を流れるガスの速度、Ｃ_p、_gは排気浄化触媒を流れるガスの定圧比熱、Ｔ_gは排気浄化触媒を流れるガスの温度、ｚは排気浄化触媒を流れるガスの速度に平行な座標、Ｓ_geoは排気浄化触媒の単位体積当たりの幾何学的表面積、ｈ_zは座標ｚに垂直な方向の熱伝達率、Ｔ_wは排気浄化触媒の温度、σは排気浄化触媒の開口率、ρ_wは排気浄化触媒の密度、Ｃ_p、_wは排気浄化触媒の比熱、λ_w、_rは排気浄化触媒の半径方向の実効的な熱伝導率、ｒは排気浄化触媒の半径方向、λ_w、_zは排気浄化触媒の軸方向（ガス流れ方向）の実効的な熱伝導率、Ｑ_chemは化学反応による熱発生量、Ｃ_g、_iは排気浄化触媒を流れるガスに含まれる化学種ｉの濃度、ｈ_D,iは化学種ｉの拡散係数、Ｃ_w、_iは触媒表面ないし触媒細孔表面の化学種ｉの濃度、Ｓ_catは排気浄化触媒の単位体積当たりの触媒表面積、Ｒ_iは化学種ｉの単位表面積当たりの生成速度、Ｍは排気浄化触媒を流れるガスの平均分子量、ｘ_g、_iは排気浄化触媒を流れるガスに含まれる化学種ｉのモル分率、ｘ_w、_iは触媒表面ないし触媒細孔表面の化学種ｉのモル分率である。

「点火時期制御」
次に、点火時期制御部６０で行われる点火時期制御の詳細について説明する。

前述したように、点火時期制御部６０は、ノックセンサ２０（あるいは筒内圧力センサ１４）によりノック（自着火）が検出された場合に、点火時期を遅角させることでノック（自着火）の発生を抑止する。以下、ノック（自着火）が検出された場合に点火時期の遅角量を決定する処理を、図５のフローチャートに従って説明する。

まずステップＳ１０１においては、ノック（自着火）が検出されたノックサイクルでの筒内温度Ｔ₁の履歴が筒内温度推定部５２にて推定される。前述したように、吸気弁閉時期後から点火時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内温度Ｔ₁については、（３０）式を用いて算出することができ、点火時期後の筒内未燃部温度Ｔ₁については、（３１）式を用いて算出することができる。そして、点火時期後から排気弁開時期に至る任意の時刻（クランク角度）の筒内既燃部温度Ｔ₁については、（１１）〜（３１）式及び状態方程式を連立させた上で、既知の一般的な化学平衡計算を行うことで算出することができる。

次に、ステップＳ１０２においては、筒内圧力センサ１４で検出されたノックサイクルでの筒内圧力ｐ₁の履歴とステップＳ１０１（筒内温度推定部５２）で推定されたノックサイクルでの筒内温度Ｔ₁の履歴とに基づいて、ノックサイクルでの質量燃焼割合の履歴が推定される。ここでは、前述の（１５）〜（２９）式及び状態方程式を用いてノックサイクルでの質量燃焼割合の履歴を算出することができる。さらに、（１５）〜（２９）式及び状態方程式を用いてノックサイクルでの熱発生量の履歴も算出することができる。ステップＳ１０３においては、ノックサイクルでの圧縮行程のポリトロープ指数κが推定される。ここでは、ノックサイクルにおける吸気弁閉時期から点火時期までの筒内圧力ｐ₁及び燃焼室容積ｖの履歴に基づいて、圧縮行程のポリトロープ指数κを算出することができる。

次に、ステップＳ１０４においては、点火時期を遅角させる遅角サイクルにおける点火時期の遅角量が設定される。ここでは、点火時期が前回から予め決められた分遅角されるように遅角量が設定される。ステップＳ１０５においては、遅角サイクルにおける吸気弁閉時期から遅角前の点火時期（ノックサイクルの点火時期に対応するクランク角度）までの筒内温度Ｔ₂が予測される。ここでは、遅角サイクルにおける吸気弁閉時期から遅角前の点火時期までの筒内温度Ｔ₂が、ノックサイクルにおける吸気弁閉時期から点火時期までの筒内温度Ｔ₁に等しいものと予測する。

ステップＳ１０６においては、遅角サイクルにおける点火時期（遅角後の点火時期）までの筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂が予測される。ここでは、遅角前の点火時期（ノックサイクルの点火時期に対応するクランク角度）から遅角後の点火時期までの筒内圧力ｐ₂が、ノックサイクルにおける吸気弁閉時期から点火時期までの筒内圧力ｐ₁、ステップＳ１０３で算出されたノックサイクルでの圧縮行程のポリトロープ指数κ、及び燃焼室容積ｖに基づいて予測される。そして、遅角前の点火時期から遅角後の点火時期までの筒内温度Ｔ₂が、ステップＳ１０５で予測された遅角サイクルにおける吸気弁閉時期から遅角前の点火時期までの筒内温度Ｔ₂（ノックサイクルにおける吸気弁閉時期から点火時期までの筒内温度Ｔ₁）、ステップＳ１０３で算出されたノックサイクルでの圧縮行程のポリトロープ指数κ、及び燃焼室容積ｖに基づいて予測される。

ステップＳ１０７においては、遅角サイクルにおける点火時期（遅角後の点火時期）後の筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂が予測される。ここでは、ステップＳ１０２で算出されたノックサイクルでの質量燃焼割合及び熱発生量の履歴を点火時期の遅角分遅らせ、その履歴を遅角サイクルでの質量燃焼割合及び熱発生量の推定履歴として用いる。そして、この推定した遅角サイクルでの質量燃焼割合及び熱発生量の履歴と、ステップＳ１０６で予測された遅角サイクルにおける点火時期（遅角後の点火時期）の筒内圧力ｐ₂とを基に、（１５）〜（２５）式を用いて遅角サイクルにおける点火時期後の筒内圧力ｐ₂を算出する。さらに、この遅角サイクルにおける点火時期後の筒内圧力ｐ₂と、ステップＳ１０６で予測された筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂とを基に、遅角サイクルにおける点火時期後の筒内温度Ｔ₂を算出する。

ステップＳ１０８においては、ステップＳ１０５〜Ｓ１０７で予測された遅角サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂の履歴に基づいて遅角サイクルにおける自着火（ノック）の発生が予測される。ここでは、内燃機関１０の筒内圧力及び筒内温度に対して自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、遅角サイクルにおける自着火の開始時期が予測される。例えば、（３２）〜（３４）式（Livengood-Wu積分式）を用いて、遅角サイクルにおける自着火の開始時期を予測することができる。また、（３５）〜（３８）式及び状態方程式を用いても、遅角サイクルにおける自着火の開始時期を予測することができる。

ステップＳ１０９においては、ステップＳ１０８で予測された遅角サイクルにおける自着火の予測開始時期とノックサイクルにおける自着火の検出開始時期との差が、現在設定している点火時期の遅角量より大きいか否かが判定される。ステップＳ１０９の判定結果がＮＯの場合は、現在設定している遅角量では自着火（ノック）が発生すると判定し、ステップＳ１０４に戻る。そして、ステップＳ１０４で設定する遅角量をさらに増大させて（点火時期をさらに遅角させて）ステップＳ１０５〜Ｓ１０９の処理をステップＳ１０９の判定結果がＹＥＳになるまで繰り返す。一方、ステップＳ１０９の判定結果がＹＥＳの場合は、現在設定している遅角量で自着火（ノック）が発生しないと判定し、現在設定している遅角量で次のサイクルの点火時期を制御する。

以上説明したように、本実施形態では、ノック（自着火）が検出されたノックサイクルでの筒内圧力ｐ₁及び筒内温度Ｔ₁の履歴を基に点火時期を遅角させる遅角サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂の履歴を予測し、この予測した遅角サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂の履歴を基に遅角サイクルにおける自着火（ノック）の開始時期を予測する。そして、この予測した遅角サイクルにおける自着火（ノック）の開始時期を基に点火時期の遅角量を決定することで、必要最小限の遅角量で自着火（ノック）の発生を抑止することができる。したがって、内燃機関１０のノックの発生を抑止するための点火時期制御をより精度よく行うことができ、内燃機関１０の燃焼制御をより精度よく行うことができる。

そして、本実施形態では、ノック（自着火）が検出されたノックサイクルでの質量燃焼割合の履歴を用いて、遅角サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂の履歴を予測することで、遅角サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂の履歴を容易かつ精度よく予測することができる。したがって、遅角サイクルにおける自着火（ノック）の開始時期を容易かつ精度よく予測することができる。

次に、本実施形態の他の構成例について説明する。

「圧縮比制御１」
以上の説明では、内燃機関１０の点火時期を遅角させることで内燃機関１０のノック（自着火）の発生を抑止するものとした。ただし、内燃機関１０が可変圧縮比型エンジンである場合は、内燃機関１０の圧縮比を低減させることによっても、内燃機関１０のノック（自着火）の発生を抑止することができる。この例では、電子制御装置４２は、ノックセンサ２０（あるいは筒内圧力センサ１４）によりノック（自着火）が検出された場合に、内燃機関１０の圧縮比を低減させることでノック（自着火）の発生を抑止する圧縮比制御部を有する。ここでの内燃機関１０の圧縮比を変化させるための具体的な機構については、例えば吸気弁閉時期を変化させる可変バルブタイミング機構等の周知の機構で実現可能であるため詳細な説明を省略する。以下、ノック（自着火）が検出された場合に圧縮比の低減量を決定する処理を、図６のフローチャートに従って説明する。

ステップＳ２０１〜Ｓ２０３については、図５のフローチャートのＳ１０１〜Ｓ１０３と同様である。ステップＳ２０４においては、圧縮比を低減させる圧縮比低減サイクルにおける圧縮比の低減量が設定される。ここでは、圧縮比が前回から予め決められた分低減されるように低減量が設定される。ステップＳ２０５においては、ノックサイクルにおける吸気弁閉時期から点火時期までの筒内温度Ｔ₁及び筒内圧力ｐ₁に基づいて、圧縮比低減サイクルにおける吸気弁閉時期から点火時期までの筒内温度Ｔ₂及び筒内圧力ｐ₂が予測される。ここでは、圧縮比低減サイクルとノックサイクルとで吸気弁閉時の筒内温度及び筒内圧力が等しいものと予測して、圧縮比低減サイクルにおける吸気弁閉時期から点火時期までの筒内温度Ｔ₂及び筒内圧力ｐ₂が以下の（４９）、（５０）式でそれぞれ算出される。

Ｔ₂＝Ｔ₁×（ｖ₁／ｖ₂×ｖ_IVC2／ｖ_IVC1）κ^-1 （４９）
ｐ₂＝ｐ₁×（ｖ₁／ｖ₂×ｖ_IVC2／ｖ_IVC1）κ （５０）

ただし、（４９）、（５０）式において、Ｔ₂は圧縮比低減サイクルにおけるあるクランク角度での筒内温度、Ｔ₁はノックサイクルにおけるＴ₂と同じクランク角度での筒内温度、ｐ₂は圧縮比低減サイクルにおけるＴ₂と同じクランク角度での筒内圧力、ｐ₁はノックサイクルにおけるＴ₂と同じクランク角度での筒内圧力、ｖ₂は圧縮比低減サイクルにおけるＴ₂と同じクランク角度での燃焼室容積、ｖ₁はノックサイクルにおけるＴ₂と同じクランク角度での燃焼室容積、ｖ_IVC2は圧縮比低減サイクルにおける吸気弁閉時の燃焼室容積、ｖ_IVC1はノックサイクルにおける吸気弁閉時の燃焼室容積、κはポリトロープ指数である。

ステップＳ２０６においては、圧縮比低減サイクルにおける点火時期後の筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂が予測される。ここでは、Ｓ２０２で算出されたノックサイクルでの質量燃焼割合及び熱発生量の履歴を圧縮比低減サイクルでの質量燃焼割合及び熱発生量の推定履歴として用いる。そして、この推定した圧縮比低減サイクルでの質量燃焼割合及び熱発生量の履歴と、ステップＳ２０５で予測された圧縮比低減サイクルにおける点火時期の筒内圧力ｐ₂とを基に、（１５）〜（２５）式を用いて圧縮比低減サイクルにおける点火時期後の筒内圧力ｐ₂を算出する。さらに、この圧縮比低減サイクルにおける点火時期後の筒内圧力ｐ₂と、ステップＳ２０５で予測された筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂とを基に、圧縮比低減サイクルにおける点火時期後の筒内温度Ｔ₂を算出する。

ステップＳ２０７においては、ステップＳ２０５，Ｓ２０６で予測された圧縮比低減サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂に基づいて圧縮比低減サイクルにおける自着火（ノック）の発生が予測される。ここでは、内燃機関１０の筒内圧力及び筒内温度に対して自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、圧縮比低減サイクルにおける自着火の開始時期が予測される。例えば、（３２）〜（３４）式（Livengood-Wu積分式）を用いて、圧縮比低減サイクルにおける自着火の開始時期を予測することができる。また、（３５）〜（３８）式及び状態方程式を用いても、圧縮比低減サイクルにおける自着火の開始時期を予測することができる。

ステップＳ２０８においては、ステップＳ２０７で予測された圧縮比低減サイクルにおける自着火の予測開始時期がノックサイクルにおける自着火の検出開始時期より遅いか否か（あるいは所定角度以上遅いか否か）が判定される。ステップＳ２０８の判定結果がＮＯの場合は、現在設定している圧縮比の低減量では自着火（ノック）が発生すると判定し、ステップＳ２０４に戻る。そして、ステップＳ２０４で設定する圧縮比の低減量をさらに増大させて（圧縮比をさらに低減させて）ステップＳ２０５〜Ｓ２０８の処理をステップＳ２０８の判定結果がＹＥＳになるまで繰り返す。一方、ステップＳ２０８の判定結果がＹＥＳの場合は、現在設定している圧縮比の低減量で自着火（ノック）が発生しないと判定し、現在設定している圧縮比の低減量で次のサイクルの圧縮比を制御する。

内燃機関１０の圧縮比を制御する構成例においては、ノック（自着火）が検出されたノックサイクルでの筒内圧力ｐ₁及び筒内温度Ｔ₁の履歴を基に圧縮比を低減させる圧縮比低減サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂の履歴を予測し、この予測した圧縮比低減サイクルにおける筒内圧力ｐ₂及び筒内温度Ｔ₂の履歴を基に圧縮比低減サイクルにおける自着火（ノック）の開始時期を予測する。そして、この予測した圧縮比低減サイクルにおける自着火（ノック）の開始時期を基に圧縮比低減サイクルにおける圧縮比の低減量を決定することで、必要最小限の圧縮比低減量で自着火（ノック）の発生を抑止することができる。したがって、内燃機関１０のノックの発生を抑止するための圧縮比制御をより精度よく行うことができ、内燃機関１０の燃焼制御をより精度よく行うことができる。

「圧縮比制御２」
以上の説明では、内燃機関１０が筒内の混合気を点火させて燃焼させる火花点火機関であるものとした。ただし、本実施形態では、内燃機関１０が筒内の混合気を圧縮することで自着火させて燃焼させる圧縮自着火機関であってもよい。さらに、内燃機関１０が可変圧縮比型エンジンである場合は、内燃機関１０の圧縮比を制御することで筒内混合気の自着火時期を制御することができる。この例では、電子制御装置４２は、点火時期制御部６０の代わりに、内燃機関１０の圧縮比を変化（増減）させることで筒内混合気の自着火時期を変化させる圧縮比制御部を有する。以下、筒内混合気の自着火時期を制御するために圧縮比の変化量（増減量）を決定する処理を、図７のフローチャートに従って説明する。

まずステップＳ３０１においては、ステップＳ１０１，Ｓ２０１と同様の方法で、筒内温度Ｔ₁の履歴が筒内温度推定部５２にて推定される。ステップＳ３０２においては、ステップＳ１０３，Ｓ２０３と同様の方法で、圧縮行程のポリトロープ指数κが推定される。ステップＳ３０３においては、圧縮比を増減（変化）させる圧縮比増減サイクルにおける圧縮比の増減量（変化量）が設定される。ここでは、例えば筒内圧力センサ１４により検出された自着火開始時期と所望の自着火開始時期との偏差に基づいて、圧縮比の増減量が設定される。

ステップＳ３０４においては、ステップＳ３０１（筒内温度推定部５２）で推定された筒内温度Ｔ₁の履歴と筒内圧力センサ１４で検出された筒内圧力ｐ₁の履歴とに基づいて、圧縮比増減サイクルにおける吸気弁閉時期後の筒内温度Ｔ₂及び筒内圧力ｐ₂が予測される。ここでは、圧縮比を増減させる前後で吸気弁閉時の筒内温度及び筒内圧力が等しいものと予測し、ステップＳ２０５と同様に（４９）、（５０）式を利用して圧縮比増減サイクルにおける筒内温度Ｔ₂及び筒内圧力ｐ₂を算出することができる。

ステップＳ３０５においては、ステップＳ３０４で予測された圧縮比増減サイクルにおける吸気弁閉時期後の筒内温度Ｔ₂及び筒内圧力ｐ₂に基づいて圧縮比増減サイクルにおける自着火の開始時期が予測される。ここでは、内燃機関１０の筒内圧力及び筒内温度に対して自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、圧縮比増減サイクルにおける自着火の開始時期が予測される。例えば、（３２）〜（３４）式（Livengood-Wu積分式）を用いて、圧縮比増減サイクルにおける自着火の開始時期を予測することができる。また、（３５）〜（３８）式及び状態方程式を用いても、圧縮比増減サイクルにおける自着火の開始時期を予測することができる。

ステップＳ３０６においては、ステップＳ３０５で予測された圧縮比増減サイクルにおける自着火の予測開始時期と所望の自着火開始時期との偏差の絶対値が設定量以下であるか否かが判定される。ステップＳ３０６の判定結果がＮＯの場合は、ステップＳ３０３に戻り、設定する圧縮比の増減量をさらに変化させてステップＳ３０４〜Ｓ３０６の処理をステップＳ３０６の判定結果がＹＥＳになるまで繰り返す。一方、ステップＳ３０６の判定結果がＹＥＳの場合は、現在設定している圧縮比の増減量で次のサイクルの圧縮比を制御する。

この構成例によれば、必要最小限の圧縮比増減量で内燃機関１０の自着火時期の制御をより精度よく行うことができ、内燃機関１０の燃焼制御をより精度よく行うことができる。

以上の本実施形態の説明では、内燃機関１０の筒内圧力ｐを筒内圧力センサ１４により検出するものとした。ただし、本実施形態では、筒内温度補正部６２による吸気弁閉時の筒内温度Ｔ_IVCと予め仮定された質量燃焼割合及び熱発生量の履歴とを基に筒内圧力ｐを推定することもできる。

以上、本発明を実施するための形態について説明したが、本発明はこうした実施形態に何等限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において、種々なる形態で実施し得ることは勿論である。

本発明の実施形態に係る内燃機関の状態量推定装置を備える内燃機関の制御装置の構成の概略を示す図である。 筒内温度推定部の構成の概略を示す図である。 吸気弁閉時の筒内混合気温度に対するＮＯｘ濃度の感度の一例を示す図である。 筒内温度推定部の他の構成の概略を示す図である。 ノックが検出された場合に点火時期の遅角量を決定する処理を説明するフローチャートである。 ノックが検出された場合に圧縮比の低減量を決定する処理を説明するフローチャートである。 混合気の自着火時期を制御するために圧縮比の変化量を決定する処理を説明するフローチャートである。

符号の説明

１０ 内燃機関、１２ クランク角センサ、１４ 筒内圧力センサ、１６ ＮＯｘセンサ、１８ 空燃比センサ、２０ ノックセンサ、４２ 電子制御装置、５２ 筒内温度推定部、５４ 筒内混合気量推定部、５６ 筒内新気量推定部、５８ 筒内残留ガス推定部、６０ 点火時期制御部、６２ 筒内温度補正部、６４ ＮＯｘ濃度推定部、６６ ＮＯｘ濃度比較部、７４ 自着火時期推定部、７６ 自着火時期比較部。

Claims (22)

1. 筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定装置であって、
   内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得部と、
   内燃機関の排気ガスにおける所定成分の濃度を検出する排気濃度検出部と、
   筒内圧力取得部による取得筒内圧力と排気濃度検出部による所定成分の検出濃度とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定部と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
2. 請求項１に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
   筒内温度推定部は、
   内燃機関の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正する筒内温度補正部と、
   筒内温度補正部による仮筒内温度と筒内圧力取得部による取得筒内圧力とに基づいて内燃機関の排気ガスにおける所定成分の濃度を推定する排気濃度推定部と、
   を有し、
   筒内温度補正部は、排気濃度推定部による所定成分の推定濃度と排気濃度検出部による所定成分の検出濃度との偏差の絶対値が減少するよう仮筒内温度を補正し、
   筒内温度推定部は、排気濃度推定部による所定成分の推定濃度と排気濃度検出部による所定成分の検出濃度との偏差の絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度を基に内燃機関の筒内温度を推定することを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
3. 請求項２に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
   排気濃度推定部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対して前記所定成分の濃度を関連付ける排気濃度推定モデルを用いて、該所定成分の濃度を推定することを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
4. 請求項２または３に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
   筒内温度補正部は、内燃機関の吸気弁閉時の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正することを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
5. 請求項１〜４のいずれか１に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
   前記所定成分の濃度は、窒素酸化物の濃度であることを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
6. 筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定装置であって、
   内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得部と、
   内燃機関のノックまたは自着火の開始時期を検出する自着火時期検出部と、
   筒内圧力取得部による取得筒内圧力と自着火時期検出部によるノックまたは自着火の検出開始時期とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定部と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
7. 請求項６に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
   筒内温度推定部は、
   内燃機関の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正する筒内温度補正部と、
   筒内温度補正部による仮筒内温度と筒内圧力取得部による取得筒内圧力とに基づいて内燃機関のノックまたは自着火の開始時期を推定する自着火時期推定部と、
   を有し、
   筒内温度補正部は、自着火時期推定部によるノックまたは自着火の推定開始時期と自着火時期検出部によるノックまたは自着火の検出開始時期との偏差の絶対値が減少するよう仮筒内温度を補正し、
   筒内温度推定部は、自着火時期推定部によるノックまたは自着火の推定開始時期と自着火時期検出部によるノックまたは自着火の検出開始時期との偏差の絶対値が設定量以下であるときの仮筒内温度を基に内燃機関の筒内温度を推定することを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
8. 請求項７に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
   自着火時期推定部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対してノックまたは自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、ノックまたは自着火の開始時期を推定することを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
9. 請求項７または８に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
   筒内温度補正部は、内燃機関の吸気弁閉時の仮筒内温度を設定するとともに該仮筒内温度を補正することを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
10. 請求項１〜９のいずれか１に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
    筒内圧力取得部による取得筒内圧力と筒内温度推定部による推定筒内温度とに基づいて内燃機関の筒内混合気量を推定する筒内混合気量推定部を備えることを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
11. 請求項１０に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
    内燃機関の燃料噴射量を取得する燃料噴射量取得部と、
    内燃機関の空燃比を検出する空燃比検出部と、
    燃料噴射量取得部による取得燃料噴射量と空燃比検出部による検出空燃比とに基づいて内燃機関の筒内新気量を推定する筒内新気量推定部と、
    を備えることを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
12. 請求項１１に記載の内燃機関の状態量推定装置であって、
    筒内混合気量推定部による推定筒内混合気量と筒内新気量推定部による推定筒内新気量とに基づいて内燃機関の筒内残留ガス量または筒内残留ガス割合を推定する筒内残留ガス推定部を備えることを特徴とする内燃機関の状態量推定装置。
13. 請求項１〜１２のいずれか１に記載の内燃機関の状態量推定装置を備え、筒内で混合気を点火させて燃焼させる内燃機関の点火時期を制御する内燃機関の制御装置であって、
    内燃機関のノックまたは自着火を検出する自着火検出部と、
    自着火検出部によりノックまたは自着火が検出された場合に点火時期を遅角させる点火時期制御部と、
    を備え、
    点火時期制御部は、
    筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいて点火時期を遅角させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測する遅角時状態量予測部と、
    遅角時状態量予測部で予測された筒内圧力及び筒内温度に基づいて点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生を予測する遅角時自着火予測部と、
    を有し、
    遅角時自着火予測部によるノックまたは自着火の発生の予測結果を基に点火時期の遅角量を決定することを特徴とする内燃機関の制御装置。
14. 請求項１３に記載の内燃機関の制御装置であって、
    遅角時状態量予測部は、
    筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいてノックまたは自着火が検出された場合の質量燃焼割合を推定し、
    該推定した質量燃焼割合に基づいて点火時期を遅角させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測することを特徴とする内燃機関の制御装置。
15. 請求項１３または１４に記載の内燃機関の制御装置であって、
    遅角時自着火予測部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対してノックまたは自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、点火時期を遅角させる場合のノックまたは自着火の発生を予測することを特徴とする内燃機関の制御装置。
16. 請求項１〜１２のいずれか１に記載の内燃機関の状態量推定装置と、筒内で混合気を燃焼させる可変圧縮比型内燃機関の圧縮比を制御する圧縮比制御部と、を備える内燃機関の制御装置であって、
    圧縮比制御部は、
    筒内圧力取得部で取得された筒内圧力と筒内温度推定部で推定された筒内温度とに基づいて圧縮比を変化させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測する圧縮比変化時状態量予測部と、
    圧縮比変化時状態量予測部で予測された筒内圧力及び筒内温度に基づいて圧縮比を変化させる場合のノックまたは自着火の発生を予測する圧縮比変化時自着火予測部と、
    を有し、
    圧縮比変化時自着火予測部によるノックまたは自着火の発生の予測結果を基に圧縮比の変化量を決定することを特徴とする内燃機関の制御装置。
17. 請求項１６に記載の内燃機関の制御装置であって、
    圧縮比変化時自着火予測部は、内燃機関の筒内圧力及び筒内温度に対してノックまたは自着火の開始時期を関連付ける自着火時期推定モデルを用いて、圧縮比を変化させる場合のノックまたは自着火の発生を予測することを特徴とする内燃機関の制御装置。
18. 請求項１６または１７に記載の内燃機関の制御装置であって、
    可変圧縮比型内燃機関は、筒内で混合気を点火させて燃焼させる火花点火機関であり、
    内燃機関のノックまたは自着火を検出する自着火検出部をさらに備え、
    圧縮比制御部は、自着火検出部によりノックまたは自着火が検出された場合に圧縮比を低減させ、
    圧縮比変化時状態量予測部は、筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいて圧縮比を低減させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測し、
    圧縮比変化時自着火予測部は、圧縮比変化時状態量予測部で予測された筒内圧力及び筒内温度に基づいて圧縮比を低減させる場合のノックまたは自着火の発生を予測し、
    圧縮比制御部は、圧縮比変化時自着火予測部によるノックまたは自着火の発生の予測結果を基に圧縮比の低減量を決定することを特徴とする内燃機関の制御装置。
19. 請求項１８に記載の内燃機関の制御装置であって、
    圧縮比変化時状態量予測部は、
    筒内圧力取得部で取得されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内圧力と筒内温度推定部で推定されたノックまたは自着火が検出された場合の筒内温度とに基づいてノックまたは自着火が検出された場合の質量燃焼割合を推定し、
    該推定した質量燃焼割合に基づいて圧縮比を低減させる場合の筒内圧力及び筒内温度を予測することを特徴とする内燃機関の制御装置。
20. 請求項１６または１７に記載の内燃機関の制御装置であって、
    可変圧縮比型内燃機関は、筒内で混合気を圧縮することで自着火させて燃焼させる圧縮自着火機関であることを特徴とする内燃機関の制御装置。
21. 筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定方法であって、
    内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得ステップと、
    内燃機関の排気ガスにおける所定成分の濃度を検出する排気濃度検出ステップと、
    筒内圧力取得ステップによる取得筒内圧力と排気濃度検出ステップによる所定成分の検出濃度とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定ステップと、
    を含むことを特徴とする内燃機関の状態量推定方法。
22. 筒内で混合気を燃焼させる内燃機関の状態量を推定する内燃機関の状態量推定方法であって、
    内燃機関の筒内圧力を取得する筒内圧力取得ステップと、
    内燃機関のノックまたは自着火の開始時期を検出する自着火時期検出ステップと、
    筒内圧力取得ステップによる取得筒内圧力と自着火時期検出ステップによるノックまたは自着火の検出開始時期とに基づいて内燃機関の筒内温度を推定する筒内温度推定ステップと、
    を含むことを特徴とする内燃機関の状態量推定方法。
    

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