WO2009139507A1

WO2009139507A1 - 内燃機関のすす排出量推定装置

Info

Publication number: WO2009139507A1
Application number: PCT/JP2009/059474
Authority: WO
Inventors: 知美大西; 中山　茂樹
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2008-05-16
Filing date: 2009-05-18
Publication date: 2009-11-19
Anticipated expiration: 2010-11-16
Also published as: EP2275652A4; US8457905B2; JP5126554B2; CN102159804B; EP2275652A1; US20100286930A1; CN102159804A; JPWO2009139507A1; WO2009139507A8

Abstract

｢定常排出量」に「過渡補正値」を乗じてＳｏｏｔ排出量が算出される。定常排出量は定常運転状態でのＳｏｏｔ排出量であり、テーブル検索で取得される。Ｓｏｏｔ排出量に影響を与える複数の因子の各々について、因子の値に対するＳｏｏｔ排出量に関する特性式に因子の定常値（テーブル検索値）及び過渡値（現在値）を代入して定常特性値及び過渡特性値がそれぞれ取得され、「定常特性値と過渡特性値との比」が算出される。過渡補正値は、各因子についての「定常特性値と過渡特性値との比」を全て乗じて得られ、過渡運転状態での各因子についての「過渡値の定常値からのずれ」の影響が全て考慮された「Ｓｏｏｔ排出量の定常排出量からのずれの程度を表す係数」に算出される。

Description

内燃機関のすす排出量推定装置

技術分野

本発明は、内燃機関の燃焼室内において燃料の反応に起因して発生するすす（カーボン微粒子。以下、「S o o t」とも称呼する。）の排出量を推定するすす排出量推定装置に関する。

明背景田技術

内燃機関（特に、ディーゼル機関）の燃焼室内で発生する粒子状物質（パティキュレート .マター（p M) ) を構成する主たる成分の一つは S o o tである。この S o o tの排出量を精度良く制御して S o o tの排出量を少なくするためには、 S o o tの排出量を精度良く推定する必要がある。

例えば、特開 2 0 0 7— 4 6 4 7 7号公報に記載の内燃機関のすす排出量推定装置では、 S o o tの生成メカニズムに基づく複雑な反応モデルを用いて、内燃機関が過渡運転状態にある場合においても S o o tの排出量を精度良く推定する手法が開示されている。

発明の開示

上記文献に記載の装置では、 S o o tの排出量の推定に複雑な反応モデルが用いられているから、 S o o tの排出量の推定に係わる計算負荷が膨大となる。従つて、少ない計算負荷をもって内燃機関が過渡運転状態にある場合においても S o o tの排出量を精度良く推定する手法の到来が望まれているところである。本発明は、上述の問題を解決するためになされたものであり、その目的は、內燃機関が過渡運転状態にある場合においても少ない計算負荷をもって S o o tの排出量を精度良く推定できる内燃機関のすす排出量推定装置を提供することにある。本発明に係るすす排出量推定装置は、定常排出量取得手段と、定常値取得手段と、過渡値取得手段と、過渡補正値算出手段と、すす排出量推定手段とを備えている。以下、これらの手段について順に説明する。

定常排出量取得手段は、内燃機関が定常運転状態にある場合における、少なくとも前記内燃機関の運転速度及び燃料噴射量と前記内燃機関から排出されるすすの排出量との予め記憶された関係（テーブル、マップ）と、前記運転速度及び燃料噴射量の現在値と、に基づいて、すすの定常排出量を取得する。この「定常排出量」は、内燃機関が現在の運転速度及ぴ燃料噴射量をもって定常運転状態にある場合におけるすすの排出量である。この「関係」は、実験等を通して予め取得できる。

定常値取得手段は、前記内燃機関が定常運転状態にある場合における、前記内燃機関の運転状態を表す所定のパラメータの値とすすの排出量に影響を与える因子の値との予め記憶された関係（テーブル、マップ）と、前記所定のパラメータの現在値と、に基づいて、前記因子の定常値を取得する。

ここにおいて、「すすの排出量に影響を与える因子」は、例えば、燃焼室内のガスの温度、圧力、酸素濃度等である。「所定のパラメータ」は、例えば、内燃機関の運転速度、燃料噴射量等である。この「因子の定常値」は、内燃機関が現在のパラメータ値（例えば、現在の運転速度及ぴ燃料噴射量）をもって定常運転状態にある場合における因子の値である。この「関係」も、実験等を通して予め取得できる。

過渡値取得手段は、前記因子の現在値である前記因子の過渡値を取得する。この「因子の過渡値」は、例えば、現在の因子の値を検出 ·推定する手段による検出値 ·推定値等である。

過渡補正値算出手段は、前記因子に対するすすの排出量に関する予め記憶された特性と前記因子の定常値とに基づいて得られる定常特性値と、前記特性と前記因子の過渡値とに基づいて得られる過渡特性値とに基づいて、すすの排出量に関する過渡捕正値を算出する。前記因子が複数存在する場合、 1つの因子毎に、前記特性がそれぞれ設定されるとともに定常特性値及ぴ過渡特性値がそれぞれ算出される。「過渡補正値」は、例えば、定常特性値と過渡特性値との差、比等である。前記因子が複数存在する場合、過渡補正値は、各因子についての定常特性値と過渡特性値との差、比等の和、積等である。過渡運転状態では、因子の過渡値が因子の定常値からずれ得る。過渡捕正値は、過渡運転状態において発生し得る「因子の過渡値の因子の定常値からのずれ」に起因する、すす排出量の前記定常排出量からのずれの程度を表す値となる。

すす排出量推定手段は、前記定常排出量と前記過渡補正値とに基づいてすすの排出量を推定する。すすの排出量は、例えば、定常排出量に過渡補正値を乗じることで、或いは、定常排出量に過渡捕正値を加えることで得られる。定常運転状態では、過渡補正値が「1」に算出され（過渡補正値が定常排出量に乗じられる場合）、或いは、「0」に算出され（過渡補正値が定常排出量に加算される場合

) 、すすの排出量は定常排出量と一致する。

上記構成によれば、定常排出量を取得するための'テーブル検索、及ぴ過渡捕正値の算出という少ない計算負荷をもって、過渡運転状態においてもすすの排出量を精度良く推定することができる。

上記本発明に係るすす排出量推定装置においては、前記因子として、燃料の反応に起因してすすが生成される速度であるすす生成速度に影響を与える因子、及び/又は、燃料の反応に起因して生成されたすすが酸化される速度であるすす酸化速度に影響を与える因子が使用される。これは、すすの発生速度（排出速度）が、前記すす生成速度と前記すす酸化速度との差で表されることに基づく。

前記すす生成速度に影響を与える因子としては、燃焼室内のガスの温度、圧力等が挙げられる。また、前記すす生成速度に影響を与える因子として、燃焼室内のガスの酸素濃度も挙げられる。これは、酸素濃度が小さいと、燃料の燃焼速度が小さくなつて燃料の燃焼期間（従って、燃料が高温にさらされる時間）が長くなり、すすが生成され易くなることに基づく。一方、前記すす酸化速度に影響を与える因子としては、燃焼室内のガスの温度、酸素濃度等が挙げられる。

また、前記すす生成速度に影響を与える因子として、着火遅れ期間（燃料の嘖射開始時期から噴射された燃料の着火開始時期までの期間）、又は前記着火遅れ期間に相関する値が挙げられる。これは、着火遅れ期間が短いと、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが小さいことで燃料噴霧の（平均）当量比が大きくなり、すすが生成され易くなることに基づく。

前記着火遅れ期間相関値としては、例えば、圧縮端温度（圧縮上死点における前記内燃機関の燃焼室内のガスの温度）が挙げられる。これは、圧縮端温度が高いと、着火開始時期が早くなることで着火遅れ期間が短くなることに基づく。即ち、圧縮端温度が高いと、すすが生成され易くなる。

また、前記着火遅れ期間相関値として、例えば、前記内燃機関の排気通路内のガスの圧力（排ガス圧力）が挙げられる。これは、排ガス圧力が大きいと、内部

E G Rガス（内燃機関の排気弁を介し τ排気通路から燃焼室に還流される排ガス

) の量が増加することで圧縮端温度が高くなる（従って、着火遅れ期間が短くなる）ことに基づく。即ち、排ガス圧力が大きいと、すすが生成され易くなる。また、前記着火遅れ期間相関値として、例えば、前記内燃機関の排気通路内のガスの温度（排ガス温度）が挙げられる。これは、排ガス温度が高いと、内部 Ε G Rガスの温度が高くなることで圧縮端温度が高くなる（従って、着火遅れ期間が短くなる）ことに基づく。即ち、排ガス温度が高いと、すすが生成され易くなる。

また、前記着火遅れ期間相関値として、例えば、前記内燃機関の吸気通路内のガスの温度（吸気温度）が挙げられる。これは、吸気温度が高いと、圧縮端温度が高くなる（従って、着火遅れ期間が短くなる）ことに基づく。即ち、吸気温度が高いと、すすが生成され易くなる。

また、前記着火遅れ期間相関値として、排ガス温度と吸気温度とを共に考慮して得られる値も使用され得る。具体的には、例えば、排ガス温度と、吸気温度と、外部 E G Rガス（前記排気通路と前記吸気通路とを連通する排気還流路を介して前記排気通路から前記内燃機関の燃焼室に還流される排ガス）の量及び内部 Ε G Rガスの量の和に対する内部 E G Rガスの量の割合（内部 E G R割合）と、に基づいて得られる値が使用され得る。

排ガス温度の高低が圧縮端温度（従って、着火遅れ期間）に与える影響度合は

、内部 E G R割合に大きく依存する。換言すれば、吸気温度が圧縮端温度（従つて、着火遅れ期間）に与える影響度合は、（1一内部 E G R割合）に大きく依存するということもできる。上記構成は係る知見に基づく。これによれば、前記着火遅れ期間相関値が、排ガス温度及び吸気温度が圧縮端温度（従って、着火遅れ期間）に与える影響度合がそれぞれ考慮されて算出され得る。この結果、過渡補正値がより適切な値に算出されることで、過渡運転状態においてすすの排出量をより一層精度良く推定することができる。

以下、前記すす生成速度に影響を与える因子として、前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間相関値が使用される場合について付言する。この場合、所定条件の成立時のみ、前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮して前記過渡補正値が算出され、前記所定条件の非成立時では、前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮せずに前記過渡補正値が算出されることが好適である。これにより、着火遅れ期間が安定し易い条件下、或いは、着火遅れ期間の長短がすすの生成度合いに与える影響度が小さい条件下（即ち、所定条件の非成立時）において、着火遅れ期間を考慮せずに過渡補正値が算出される。これにより、係る条件下にて、過渡補正値の算出の際、算出精度を下げることなく、着火遅れ期間を考慮することに基づく計算負荷の増大が回避され得る。

具体的には、前記所定条件は、前記内燃機関の燃焼室内のガスの酸素濃度又は前記酸素濃度に相関する値が所定値よりも小さい場合に成立する。これは、燃焼室内のガスの酸素濃度が大きいと、すすが生成され難いことで、着火遅れ期間の長短がすすの生成度合いに与える影響度が小さいことに基づく。

また、前記所定条件は、メイン噴射に先立ってパイロット噴射がなされない場合に成立する。これは、メイン噴射に先立ってパイロット噴射がなされると、排気圧の高低等にかかわらず圧縮端温度が安定し、従って、着火遅れ期間が安定し易いことに基づく。

また、前記所定条件は、燃焼室の壁の温度が所定値よりも大きい場合に成立する。これは、燃焼室の壁の温度が低いと、排ガス圧力等が増大しても圧縮端温度が増大し難くなることで圧縮端温度が安定し、従って、着火遅れ期間が安定し易いことに基づく。

また、前記所定条件は、燃焼室内の膨張行程における火炎温度が所定範囲內の場合に成立する。これは、火炎温度が所定範囲外にあると、すすが生成され難いことで、着火遅れ期間の長短がすすの生成度合いに与える影響度が小さいことに基づく。なお、ここで、前記火炎温度とは、例えば、火炎温度の最高値（最高火炎温度）等を指す。

また、上記のように、所定条件の成立時のみ、着火遅れ期間を考慮して過渡補正値が算出される場合、前記着火遅れ期間（又は前記着火遅れ期間に相関する値 ) の過渡値がその定常値に対してすすの排出量が増大する方向に偏移している場合にのみ、前記着火遅れ期間（又は前記着火遅れ期間に相関する値）を考慮して前記過渡補正値を算出することもできる。これは、すすの排出量について問題となり難い「着火遅れ期間の過渡値がその定常値に対してすすの排出量が減少する方向に偏移している場合」において、着火遅れ期間を考慮せずに過渡補正値が算出される。これにより、係る場合において、過渡補正値の算出の際、着火遅れ期間を考慮することに基づく計算負荷の増大が回避され得る。

上記本発明に係るすす排出量推定装置において、前記すす酸化速度に影響を与える因子として前記内燃機関の燃焼室内のガスの温度及び酸素濃度の少なくとも

1つが使用される場合、前記過渡補正値算出手段は、燃料の燃焼前半に関する前記ガスの温度及び酸素濃度の少なくとも 1つについての前記定常特性値及ぴ前記過渡特性値と、燃料の燃焼後半に関する前記ガスの温度及び酸素濃度の少なくとも 1つについての前記定常特性値及ぴ前記過渡特性値と、に基づいて前記過渡補正値を算出するように構成され得る。

生成されたすすの酸化反応は、燃料の燃焼前半（燃料噴霧が拡散している途中の段階、燃焼が継続中の高温の噴霧状態）のみならず、燃料の燃焼後半（燃料噴霧が十分に拡散して混合気が均一となり且つ燃焼がほぼ終了した状態）でも発生し得る。燃焼前半と燃焼後半とでは、燃焼室内のガスの温度、及び酸素濃度が大きく異なるから、すすの酸化速度（酸化の程度）も大きく異なる。従って、燃焼前半でのすすの酸化反応と燃焼後半でのすすの酸化反応とを別個に扱うことが好ましいと考えられる。上記構成は係る知見に基づく。

この場合、前記燃焼前半におけるすすの酸化の程度と前記燃焼後半におけるすすの酸化の程度との割合を、前記燃焼室内のガスの温度、圧力、及ぴ酸素濃度の少なくとも 1つに基づいて決定し、前記割合を考慮して前記過渡補正値を算出するように構成されることが好適である。

前記「割合」が燃焼室内のガスの温度、圧力、及ぴ酸素濃度の少なくとも 1つに基づいて決定され得る点については後に詳述する。これによれば、前記因子がすす酸化速度に影響を与える因子である場合において、過渡補正値が、「因子の過渡値の因子の定常値からのずれ」に起因するすす排出量の定常排出量からのずれの程度をより一層精度良く表す値となる。

また、前記すす酸化速度に影響を与える因子として、前記内燃機関の燃焼室内の全ガス量に対する前記燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼するために必要な前記燃焼室内のガス量の割合である燃焼ガス取り込み割合を考慮して得られる、すすの酸化に寄与する前記燃焼室内のガスの正味の酸素濃度が使用されることが好適である。

ここにおいて、前記燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼するために必要な前記燃焼室内のガス量は、燃焼室内のガスの酸素濃度及び燃料噴射量に基づいて算出され得、このガス量は、酸素濃度が小さいほど大きくなる。従って、前記「燃焼ガス取り込み割合」（< 1 ) は、酸素濃度が小さいほど大きくなる。前記「正味の酸素濃度」は、具体的には、燃焼前のガスの酸素濃度（吸気酸素濃度に略等しい）に（1一燃焼ガス取り込み割合）を乗じた値である。

すすの酸化反応は、燃焼室内のガスの酸素濃度に大きく影響される。「燃焼ガス取り込み割合」は、燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼したと仮定した場合においてその後において燃料噴霧が完全燃焼後のガス（燃焼ガス）を取り込む確率を表す。燃焼ガス中には酸素が存在しない。従って、この場合における燃料噴霧中でのすすの酸化反応を考える場合、燃料噴霧に取り込まれるガスの酸素濃度は、実質的には、前記「正味の酸素濃度」に略等しいと考えることができる。この結果、「正味の酸素濃度」は、燃焼前のガスの酸素濃度（吸気酸素濃度に略等しい）よりも、すすの排出量により強く影響を与える因子となり得る。上記構成は係る知見に基づく。

また、前記すす酸化速度に影響を与える因子として、前記内燃機関の燃焼室内のガスのうち燃料の燃焼に寄与しない分を除いたガスの量に対する前記燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼するために必要な前記燃焼室内のガス量の割合である噴霧の重なり度が使用されることが好適である。

前記内燃機関の燃焼室内のガスのうち、燃料噴霧が到達し得ない（燃料噴霧と混合し得ない）部分が必ず存在する。この部分が「燃料の燃焼に寄与しない分」に対応する。燃焼室内のガスのうちで燃料の燃焼に寄与する部分の割合を「空気利用率」とすると、「燃焼室内のガスのうち燃料の燃焼に寄与しない分を除いたガスの量」は、燃焼室内の全ガス量に空気利用率を乗じた値となる。上述の「燃焼ガス取り込み割合」と同様、前記「噴霧の重なり度」も、酸素濃度が小さいほど大きくなる。上述の「燃料の燃焼に寄与しない分」が考慮された結果、「噴霧の重なり度」は、「 1」を超える場合もあり得る。

「噴霧の重なり度」が大きくなるほど（特に、「1」よりも大きいとき）、複数の噴孔からそれぞれ噴射 ·形成された燃料噴霧同士が重なる確率が高くなる。燃料噴霧同士が重なる部分では、ガス中の酸素が取り込まれ難くなり、この結果、この部分でのすすの酸化の度合いが低下する。従って、「噴霧の重なり度」は、すすの排出量に強く影響を与える因子となり得る。上記構成は係る知見に基づ <。

図面の簡単な説明

図 1は、本発明の実施形態に係る内燃機関のすす排出量推定装置を 4気筒内燃機関（ディーゼル機関）に適用したシステム全体の概略構成図である。

図 2は、燃料噴霧内のうちで空気過剰率く 1の領域において主として S o o tの生成が行われる様子を示した模式図である。

図 3は、燃料噴霧内のうちで空気過剰率〉 1の領域において主として S o o tの酸化が行われる様子を示した模式図である。

図 4は、定常排出量を求めるためのテーブルを示したグラフである。

図 5は、燃料噴霧内の温度分布を示した模式図である。

図 6は、噴霧代表温度 T f に対する「S o o t排出量に関する特性値 A l」の特性を示したグラフである。図 7は、噴霧代表温度 T f についての定常値 ·過渡値 T f s , T f t、定常特性値 ·過渡特性値 A 1 s , A l tが採用された場合における S o o t排出量の変化の一例を示したグラフである。

図 8は、筒内圧力 P cに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 2」の特性を示したグラフである。

図 9は、酸化領域代表温度 T o 1の算出についての説明に使用される図である。図 1 0は、酸化領域代表温度 T o 1に対する「S o o t排出量に関する特性値 B 1」の特性を示したグラフである。

図 1 1は、筒内酸素濃度 R o X cに対する「S o o t排出量に関する特性値 B 2 」の特性を示したグラフである。

図 1 2は、燃料の全てが完全燃焼するために必要な筒内ガス量 G sと、筒内酸素濃度 R o X cとの関係を説明するための図である。

図 1 3は、燃焼ガス取り込み割合 Xの定義式を示した図である。

図 1 4は、燃焼ガス取り込み割合 Xに対する「S o o t排出量に関する特性値 C

1」の特性を示したグラフである。

図 1 5は、燃料噴霧の大きさと、筒内酸素濃度と、着火遅れと、燃焼期間との関係を説明するための図である。

図 1 6は、筒内酸素濃度 R o X cに対する「 S o o t排出量に関する特性値 A 3 」の特性を示したグラフである。

図 1 7は、燃焼前半と燃焼後半とで S o o tの酸化反応を別個に扱って酸化補正項を算出することの説明に使用される図である。

図 1 8は、正味筒内酸素濃度 R o X c ' に対する「S o o t排出量に関する特性値 B 2，」の特性を示したグラフである。

図 1 9は、正味筒内酸素濃度 R o X c ' についての定常値 ·過渡値 R o X c ' s ， R o X c ' t、定常特性値 ·過渡特性値 B 2 ' s , B 2 ' tが採用された場合における S o o t排出量の変化の一例を示したグラフである。

図 2 0は、酸化領域代表温度 T o 2に対する「S o o t排出量に関する特性値 B 3」の特性を示したグラフである。 .

図 2 1は、筒内酸素濃度 R o X eに対する「S o o t排出量に関する特性値 B 4 J の特性を示したグラフである。

図 2 2は、重み付け係数 αの算出に使用される係数を決定する際に使用されるテーブルを示したグラフである。

図 2 3は、重み付け係数 αの算出に使用される係数 γを決定する際に使用されるテーブルを示したグラフである。

図 2 4は、噴霧重なり度 Lの定義式を示した図である。

図 2 5は、燃料の全てが完全燃焼するために必要な筒内ガス量 G sと、筒内酸素濃度 R ο X cと、噴霧重なり度 Lとの関係を説明するための図である。

図 2 6は、着火遅れ期間と、噴霧平均当量比と、 S o o t排出量との関係を説明するための図である。

図 2 7は、着火遅れ期間 I Dに対する「3 _{0 0} 1排出量に関する特性値 4」の特性を示したグラフである。

図 2 8は、圧縮端温度 T c o m pに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 5 J の特性を示したグラフである。

図 2 9は、排ガス圧力 P eに対する「3。 0 1:排出量に関する特性値 6」の特性を示したグラフである。 '

図 3 0は、排ガス温度 T eに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 7」の特性を示したグラフである。

図 3 1は、吸気温度 T iに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 8」の特性を示したグラフである。

図 3 2は、排ガス温度 T eと吸気温度 T i と内部 E G R割合 rとを考慮した温度 T zに対する「S o o t排出量に関する特性値 Α 9」の特性を示したグラフである。

図 3 3は、所定条件下においてのみ、着火遅れ期間相関値に基づく補正を考慮して S o o t排出量が推定される場合の処理の流れの一例を示したフローチヤ一トである。

図 3 4は、所定条件下においてのみ、着火遅れ期間相関値に基づく補正を考慮して S o o t排出量が推定される場合の処理の流れの他の例を示したフローチャ^" トである。図 3 5は、所定条件下においてのみ、着火遅れ期間相関値に基づく捕正を考慮して S o o t排出量が推定される場合の処理の流れの他の例を示したフローチヤ一トである。

図 3 6は、所定条件下においてのみ、着火遅れ期間相関値に基づく補正を考慮して S o o t排出量が推定される場合の処理の流れの他の例を示したフローチヤ一トである。

図 3 7は、 S o o t生成に要求される、最高火炎温度と噴霧の当量比との間の関係を示しグラフである。発明を実施するための最良の形態

以下、本発明による内燃機関（ディーゼル機関）のすす排出量推定装置の実施形態について図面を参照しつつ説明する。

図 1は、本発明の実施形態に係るすす排出量推定装置を 4気筒内燃機関（ディーゼル機関） 1 0に適用したシステム全体の概略構成を示している。このシステムは、燃料供給系統を含むエンジン本体 2 0、エンジン本体 2 0の各気筒の燃焼室 (筒内) にガスを導入するための吸気系統 3 0、エンジン本体 2 0からの排ガスを放出するための排気系統 4 0、排気還流を行うための E G R装置 5 0 及び' ' ■ 電気制御装置 6 0を含んでいる。

エンジン本体 2 0の各気筒の上部に.は、ニードルを利用した燃料噴射弁 I N J がそれぞれ配設されている。

吸気系統 3 0は、エンジン本体 2 0の各気筒の燃焼室にそれぞれ接続された吸気マ二ホールド 3 1、吸気マ二ホールド 3 1の上流側集合部に接続され吸気マ二ホールド 3 1とともに吸気通路を構成する吸気管 3 2、吸気管 3 2内に回動可能に保持されたス口ットル弁 3 3、スロットル弁 3 3の上流において吸気管 3 2に順に介装されたインタクーラー 3 4、過給機 3 5のコンプレッサ 3 5 a、及ぴ吸気管 3 2の先端部に配設されたエアクリーナ 3 6を含んでいる。

排気系統 4 0は、エンジン本体 2 0の各気筒にそれぞれ接続された排気マニホ一ルド 4 1、排気マユホールド 4 1の下流側集合部に接続された排気管 4 2、排気管 4 2に配設された過給機 3 5のタービン 3 5 b、及び排気管 4 2に介装されたディーゼルパティキュレートフィルタ（DPNR) 43を含んでいる。排気マュホール 41及ぴ排気管 42は排気通路を構成している。

EGR装置 50は、排気ガスを還流させる通路（EGR通路）を構成する排気還流管 5 1と、 ^気還流管 5 1に介装された EG R制御弁⁵2と、 EGRクーラ一 53とを備えている。排気還流管 51はタービン 35 bの上流側排気通路（排気マ二ホールド 41) とスロットル弁 33の下流側吸気通路（吸気マユホールド 31) を連通している。 EGR制御弁 52は電気制御装置 60からの駆動信号に応答し、再循環される排気ガス量（排気還流量、 EGRガス流量）を変更し得るようになっている。

電気制御装置 60は、互いにパスで接続された C PU、 CPUが実行するプログラム、テーブル（マップ）、及び定数等を予め記憶した ROM、 RAM, バックアップ R AM、並びに ADコンバータを含むィンターフェース等からなるマイクロコンピュータである。

上記ィンターフェースは、熱線式エアフローメータ 7 1、吸気温センサ 72、吸気管圧力センサ 73、吸気酸素濃度センサ 74、筒内圧力センサ 75、ェンジン回転速度センサ 76、排気温センサ 7 7、空燃比センサ 78、アクセル開度センサ 79、及ぴ排気圧力センサ 8 1と接続されていて、これらのセンサからの信号を C PUに供給するようになっている。

また、インターフェースは、燃料嘖射弁 I N J、図示しないスロットル弁ァクチユエータ、及ぴ E GR制御弁 52と接続されていて、 CPUの指示に応じてこれらに駆動信号を送出するようになつている。

熱線式エアフローメータ 71は、吸気通路内を通過する吸入空気の質量流量（単位時間当りの吸入空気（新気）流量）を計測するようになっている。吸気温センサ 72は、エンジン 10の燃焼室（筒内）に吸入されるガスの温度（吸気温度

) を検出するようになっている。吸気管圧力センサ 73は、内燃機関 1 0の燃焼室に吸入されるガスの圧力（吸気圧力）を検出するようになっている。吸気酸素濃度センサ 74は、内燃機関 1 0の燃焼室に吸入されるガス中の酸素濃度（吸気酸素濃度）を検出するようになっている。

筒内圧力センサ 75は、燃焼室内のガスの圧力（筒内圧力）を検出するようになっている。エンジン回転速度センサ 7 6は、実クランク角度とともにエンジン 1 0の回転速度であるエンジン回転速度を検出するようになっている。排気温センサ 7 7は、燃焼室から排出されるガスの温度（排気温度）を検出するようになつている。空燃比センサ 7 8は、 D P N R 4 3の下流の排ガスの空燃比を検出するようになっている。アクセル開度センサ 7 9は、アクセルペダル A Pの操作量

(アクセル開度）を検出するようになっている。排気圧力センサ 8 1は、燃焼室から排出されるガスの圧力（排ガス圧力）を検出するようになっている。

(第 1実施形態による S o o t排出量の推定方法）

次に、上記のように構成されたすす排出量推定装置の第 1実施形態による S o o t排出量の推定方法について説明する。

燃焼室内では、燃料の反応に起因して S o o tが生成される。図 2に示すように、 S o o tの生成は、燃料噴霧内のうちで空気過剰率 λ < 1の領域（特に、 λ < 0 . 5であって約 1 5 0 0 Κ以上の高温場）において主として行われる。一方、生成された S o o tの一部は酸化される。図 3に示すように、生成された S o o tの酸化は、燃料噴霧内のうちで空気過剰率 L > 1の領域（特に、約 1 5 0 0 K以上の高温場）において主として行われる。そして、生成された S o o tのうちで酸化されなかったものが燃焼室から S o o tとして排出される。第 1実施形態では、このように燃焼室から排出される S o o tの量（S o o t排出量）が推定される。

第 1実施形態では、 S o o t排出量として、「単位時間当たりに燃焼室から排出される S o o tの質量」が算出される。即ち、第 1実施形態で算出される S o o t排出量の単位は、例えば、 g / h、 g Z sで表すことができる。

第 1実施形態では、下記（1)式に従って S o o t排出量が推定される。（1)式において、「定常排出量」は、内燃機関 1 0が現在の運転速度及び燃料噴射量をもつて定常運転状態にある場合における S o o t排出量である。「過渡補正値」は

、過渡運転状態における S ₀ o t排出量の「定常排出量」からのずれの程度を表す値（係数）である。従って、（1)式に示すように、「定常排出量」に「過渡補正値」を乗じることで、過渡運転状態における S o o t排出量が算出され得る。

(1)式による S o o t排出量の推定は、例えば、燃料が噴射される気筒の圧縮行程中において燃料噴射量が決定されるタイミングが到来する毎に繰り返し実行される

Soot排出量 =定常排出量，過渡補正値

定常排出量は、図 4に示すエンジン回転速度 N Eと燃料噴射量 qとを引数とする定常排出量を求めるためのテーブルと、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。このテーブルは、エンジン回転速度及び燃料噴射量を一定に維持した定常運転状態において S o o t排出量を計測する実験を、エンジン回転速度及び燃料噴射量の組み合わせを種々変更しながら繰り返し行うことで作製することができる。図 4に示すように、一般に、定常排出量は、 .N. Eが大きいほど且つ qが大きいほどより大きい値に決定される。

以下、先ず、過渡補正値の算出についての.概略を説明する。過渡補正値は、下記（2)式から算出される。（2)式に示すように、第 1実施形態では、過渡補正値は、 S o o tの生成に係わる補正項（捕正係数）と、 S o o tの酸化に係わる補正項（補正係数）と、燃料噴霧と燃焼室内のガス（筒内ガス）との混合に係わる補正項（補正係数）と、を乗じることで算出される。

過渡補正値

！ Alt A2t；； B1s B2s！！ C1t

！ A1s " A2s！ ' ！ Bit " B2t：' ！ C1s … 生成補正酸化補正混合補正

過渡補正値の算出の際し、 S 0 o t排出量に影響を与える複数の因子（後述する噴霧代表温度 T f 、筒内圧力 P c等）が導入される。以下、説明の便宜上、各因子を総称して「X」と表記する。また、各因子について、因子 Xの値に対する

S o o t排出量に関する特性式（例えば、 T f の場合、後述する図 6に示したグラフを参照）がそれぞれ導入される。

各因子について、因子 Xの定常値 X s と因子: Xの過渡値 X tとがそれぞれ取得される。定常値 X sは、内燃機関 1 0が現在の運転速度及び燃料噴射量をもって定常運転状態にある場合における因子 Xの値である。各因子について、定常値 X sは、上述の「定常排出量」と同様、エンジン回転速度 N Eと燃料噴射量 qとを引数とする因子 Xの値を求めるためのテーブルと、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。各因子について、因子 Xの値を求めるためのテーブルは、エンジン回転速度及び燃料噴射量を一定に維持した定常運転状態において因子 Xの値を計測する実験を、エンジン回転速度及び燃料噴射量の組み合わせを種々変更しながら線り返し行うことで作製することができる。以下、各因子について、定常値 X sを求めるための予め作製されたテーブルを、 M a p X s ( N E , q ) と表す。過渡値 X tは、因子 Xの現在値（瞬時値）である。各因子について、過渡値 X tは、後述するように、センサによる検出結果、公知の推定モデルによる推定結果等から取得される。定常運転状態では、過渡値 X 'tは定常値 X sと一致する一方、過渡運転状態では、過渡値 X tは定常値 X sからずれ得る。即ち、 iSi Eの現在値（瞬時値）と qの現在値（今回値）との組み合わせが同じであっても、 X t は X sからずれ得る。このずれに起因して S o o t排出量が定常適合値からずれ得る。

各因子について、定常値 X s と因子 Xについての上記「特性式」とから因子 X についての定常特性値（例えば、 T f の場合、（2)式における A 1 s ) がそれぞれ取得され、過渡値 X tと因子 Xについての上記「特性式」とから因子 Xについての過渡特性値（例えば、 T f の場合、（2)式における A l t ) がそれぞれ取得される。定常特性値、過渡特性値は、特性値を示す変数（A 1等）の末尾に「 s 」、「 t」を付してそれぞれ表される。

各因子について、定常特性値と過渡特性値との比が算出される（例えば、 T f の場合、（2)式における「A 1 t /A l s」）。因子めについての「定常特性値と過渡特性値との比」は、過渡運転状態において発生し得る「過渡値 X tの定常値

X sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量の定常排出量からのずれの程度を表す値となる。

過渡補正値は、（2)式に示すように、各因子についての「定常特性値と過渡特性値との比」をそれぞれ乗じることで算出される。この結果、過渡補正値は、過渡運転状態における各因子についての「過渡値 X tの定常値 X sからのずれ」の影響が全て考慮された「S o o t排出量の定常排出量からのずれの程度を表す値 (係数）」に算出される。以下、（2)式に示した補正項毎に、各因子についての「定常特性値と過渡特性値との比」について順に詳述していく。

〈生成補正項〉

S o o tの生成に係わる補正項（生成補正項）では、上記「因子」として、燃料の反応に起因して S o o tが生成される速度（S o o t生成速度）に影響を与える因子が使用される。具体的には、「S o o t生成速度に影響を与える因子」として、噴霧代表温度 T f 、及び筒内圧力 P cが導入される。上記（2)式における特性値 A 1， A 2はそれぞれ、噴霧代表温度 T f 、及び筒内圧力 P cに対応する。以下、因子毎に順に説明する。

〈く噴霧代表温度 T f に基づく A 1 t/A 1 s >>

噴霧代表温度 T f とは、燃料噴霧内（特に、 S o o tが生成される空気過剰率えく 1の領域内）で位置に応じて異なる温度を代表する温度である。図 5に示すように、嘖孔から噴射される燃料噴霧における； Iく 1の領域では、温度が、噴孔部分（嘖霧根元、 λ = 0) から遠ざかるほど（即ち、 λが 0から 1まで大きくなるにつれて）、圧縮端温度 T c ompから最高火炎温度 Tma Xまで次第に高くなるように、分布する。

本例では、噴霧代表温度 T f として、例えば、圧縮端温度 T c οπιρと最高火炎温度 Tma Xとの平均値である平均温度、 λに対する温度を； Lに対して分布する噴霧（混合気）の量で重み付けして得られる温度である重心温度等が採用され得る。

噴霧代表温度 T f の定常値 T f sは、上述したように、予め作製されたテープル Ma p T f s (NE， q) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。噴霧代表温度 T f の過渡値 T f tは、圧縮端温度 T c οπιρの現在値（今回値 ) と最高火炎温度 Tma _xの現在値（今回値）等から求めることができる。 T c o mp , Tma xは、例えば、上述したセンサからそれぞれ取得され得る、吸気温度、吸気圧力、及び吸気酸素濃度、並びに、燃焼室内に吸入されたガスの全量

(筒内ガス量）等から周知の手法により取得することができる。筒内ガス量は、吸気温度、吸気圧力、圧縮開始時点での燃焼室の容積、及び気体の状態方程式から取得することができる。

噴霧代表温度 T f に対する「S o o t排出量に関する特性値 A l」を求めるための特性式は、本例では、下記（3)式、及び図 6に示すように、ガウス関数を用いて表される。ガウス関数を採用したのは、 S o o tの生成量（生成速度）力 S、温度が或る温度 T p (例えば、 1 895 K程度）のときに最大となり温度が Τ ρ から離れるにつれて減少する特性を有することに基づく。

(3)式において、標準偏差 σ (図 6を参照）は、本例では、例えば、圧縮端温度 T c ompと最高火炎温度 Tma Xとの差 ΔΤ (図 5を参照）の 2分の 1 (= ΔΤ/2) に「正規分布に従う確率変数の観測値が平均値土（I X標準偏差）の範囲に入る確率」である「0. 68」を乗じて得られる値が 2 σと等しいという関係から得られる。例えば、 Δ Τ= 1 200 Κである場合、 σ 200 Κとなる図 6の実線は、上記のように決定される標準偏差 σを用いて得られる T f に対する特性値 A 1の特性の一例を示す。一方、図 6の破線は、局所的な領域（温度が均一な領域）における温度に対する S 0 o t排出量の（実際の）物理的な特性を示す。この物理的な特性は実験等を通して取得できる。図 6の実線と破線との比較から理解できるように、上記のように決定される標準偏差びは、上記物理的な特性に対応する標準偏差よりも大きい。

図 6に示すように、定常値 T f sと上記（3)式とから（即ち、（3)式における T f に T f sを代入して）定常特性値 A 1 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 T f tと上記（3)式とから（即ち、（3)式における T f に T f tを代入して）過渡特性値 A 1 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A 1 t/A 1 s J が算出される（（2)式を参照）。この「A 1 t/A l s」は、過渡運転状態における、「過渡値 T f tの定常値 T f _Sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値 ) の定常排出量に対するずれの割合を表す。

図 7は、上記のように、 T f s， T f t , A 1 s , A l tを設定した場合における、 T f s , T f t , A l t /A 1 s， S o o t排出量の変化の一例（例えば、急加速時）を示したグラフである。図 7に示すように、急加速時等の過渡運転状態において T f tが T f sから大きくずれる場合においても、「A 1 t /A 1 s」を定常排出量に乗じることで、 S o o t排出量が実測値に対して大きく乖離することなく推移し得る。

以上のように、燃料噴霧内の空気過剰率； I < 1の領域内における位置に応じて異なる温度を 1つの温度 T f で代表し、且つ、 T f に対する「S o o t排出量に関する特性値 A l」を求めるための特性式（ガウス関数）にて使用される標準偏差 σを上記物理的な特性に対応す.る標準偏差よりも大きい値に設定することで、計算負荷を増大させることなく、「A 1 t /A l s」を、過渡運転状態において、「過渡値 T f tの定常値 T f sからのずれ」に起因する S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を精度良く表す値とすることができる。くく筒内圧力 P cに基づく A 2 t /A 2 s »

筒内圧力 P cとは、所定のタイミングにおける燃焼室内の圧力である。本例では、筒内圧力 P cとして、例えば、吸気弁閉弁時での燃焼室内の圧力等が採用され得る。吸気弁閉弁時での燃焼室内の圧力は、吸気圧力と略等しいと考えられるから、吸気管圧力センサ 7 3から取得され得る。また、筒内圧力 P cとして、圧縮端圧力が採用されてもよい。圧縮端圧力は、例えば、筒内圧力センサ 7 5から取得され得る。

筒内圧力 P cの定常値 P c sは、上述したように、予め作製されたテーブル M a p P c s (NE， q) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。筒内圧力 P cの過渡値 P c tは、上述したように、吸気管圧力センサ 7 3、筒内圧力センサ 7 5等から取得され得る。

筒内圧力 P cに対する「S o o t排出量に関する特性値 A2」を求めるための特性式は、本例では、下記（4)式にて表される。図 8は、 P cに対する特性値 A 2の特性を示す。（4)式を採用したのは、 S o o tの生成量（生成速度）力 S、圧力の 1 Z 2乗に比例する特性を有することに基づく。

図 8に示すように、定常値 P c sと上記（4)式とから（即ち、（4)式における P cに P e sを代入して）定常特性値 A 2 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 P c tと上記（4)式とから（即ち、（4)式における P cに P c tを代入して）過渡特性値 A 2 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A2 t /A 2 s」が算出される（（2)式を参照）。この「A2 t/A2 s」は、過渡運転状態における、「過渡値 P c tの定常値 P c sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値 ) の定常排出量に対するずれの割合を精度良く表す値となる。

く酸化捕正項〉

S o o tの酸化に係わる補正項（酸化補正項）では、上記「因子」として、生成された S o o tが酸化される速度（S o o t酸化速度）に影響を与える因子が使用される。具体的には、「S o o t酸化速度に影響を与える因子」として、酸化領域代表温度 T o 1、及び筒内酸素濃度 R o X cが導入される。上記（2)式における特性値 B l , B 2はそれぞれ、酸化領域代表温度 T o 1、及び筒内酸素濃度 R o X cに対応する。以下、因子毎に順に説明する。

くく酸化領域代表温度 T o 1に基づく B 1 s/B 1 t»

酸化領域代表温度 T o 1とは、燃料嘖霧内（特に、 S o o tが酸化される空気過剰率 > 1の領域内）で位置に応じて異なる温度を代表する温度であって、特に、燃料の燃焼前半、即ち、燃料噴霧が拡散している途中の段階（燃焼が継続中の高温の噴霧状態）における燃料噴霧内の空気過剰率; L > 1の領域内での代表温度である。

図 9に示すように、燃料噴霧における λ > 1の領域では、温度が、最高火炎温度 Tma xに対応する部分（λ = 1) から噴霧先端に向けて遠ざかるほど（即ち、 λが 1から大きくなるにつれて）、最高火炎温度 Ttn a Xから次第に低くなるように、分布する。加えて、 S o o tの酸化反応の殆どが、 1 500 K以上の温度で発生する。

以上のことから、本例では、酸化領域代表温度 T o 1 として、例えば、下記 (5)式に示すように、最高火炎温度 Tm a xと 1 5 0 O Kとの平均値等が採用され得る。

To1=(Tmax+1500)/2 -(5)

酸化領域代表温度 T o 1の定常値 T o 1 sは、上述したように、予め作製されたテーブル Ma p T o l s (NE, q) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テ一ブル検索により取得される。

酸化領域代表温度 T o 1の過渡値 T o 1 tは、上記（5)式に従って求められる。上述のように、 Tma xは、例えば、上述したセンサからそれぞれ取得され得る、吸気温度、吸気圧力、及び吸気酸素濃度、並びに、上記筒内ガス量等から周知の手法により取得することができる。なお、 Tma xは、 R o x cの低下により低下する。

酸化領域代表温度 T o 1に対する「S o o t排出量に関する特性値 B 1」を求めるための特性式は、本例では、下記（6)式にて表される。 q l , q 2 , h 1 , h 2は正の定数である（q 2 > q l) 。図 1 0は、 T o lに対する特性値 B 1の特性を示す。図 1 0に示すように、特性値 B 1は、 T o lく 1 5 00 Kでは非常に小さい値に維持され、 T o l≥ 1 50 0Kにて、 Τ ο 1の増加に応じて実質的に増大していく。このような特性を採用したのは、上述のように、 S o o tの酸化反応の殆どが 1 5 0 OK以上の温度で発生し、 S o o tの酸化反応速度が 1 5

00 K以上にて温度上昇に伴って増大していくことに基づく。

B1 = q1-To1+h1 (To1≤1500K)

q2-To1-h2 (To1>1500K) "'(6)

図 1 0に示すように、定常値 Τ ο 1 s と上記（6)式とから（即ち、（6)式における T o lに T o l sを代入して）定常特性値 B 1 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 T o 1 tと上記（6)式とから（即ち、（6)式における T o 1に T o 1 tを代入して）過渡特性値 B l tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「B 1 s /B l t」が算出される（（2)式を参照）。この「B 1 s /B 1 t」は、過渡運転状態における、「過渡値 T o 1 tの定常値 T o 1 sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。

なお、 S o o tの酸化の進行につれて S o o t排出量が減少する関係がある。従って、酸化補正項では、 S o o tの酸化の進行に応じて増大する特性値が使用される場合において、「定常特性値と過渡特性値との比」として、上述した生成補正項（二「過渡特性値 Z定常特性値」）と異なり、分子と分母が逆の「定常特性値 Z過渡特性値」が採用されている。

以上のように、（特に、燃焼前半における）燃料噴霧内の空気過剰率 λ > 1の領域内における位置に応じて異なる温度を 1つの温度 Τ ο 1で代表することで、計算負荷を増大させることなく、「Β 1 s /B 1 t」を、過渡運転状態において、「過渡値 T o 1 tの定常値 T o 1 sからのずれ」に起因する S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を精度良く表す値とすることができる加えて、筒内酸素濃度 R o X cの低下により最高火炎温度 Tma X (従って、酸化領域代表温度 T o l) が低下することで、筒内酸素濃度の低下により S o o tの酸化の度合いが低下すること（従って、 S o o t排出量が増大すること）を表現することができる。〈く筒内酸素濃度 R o X cに基づく B 2 s ZB 2 t >>

筒内酸素濃度 R o X cとは、燃焼室內のガスの酸素濃度である。燃焼室内のガスの酸素濃度は、燃焼室内に吸入されたガス中の酸素濃度と略等しいと考えられるから、吸気酸素濃度センサ 74から取得され得る。

筒内酸素濃度 R o X cの定常値 R o X c sは、上述したように、予め作製されたテーブル Ma p R o X c s (NE, q ) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。

筒内酸素濃度 R o X cの過渡値 R o X c tは、上述したように、吸気酸素濃度センサ 74から取得され得る。

筒内酸素濃度 R o X cに対する「S o o t排出量に関する特性値 B 2」を求めるための特性式は、本例では、下記（7)式にて表される。図 1 1は、 R o x cに対する特性値 B 2の特性を示す。（7)式を採用したのは、 S o o tの酸化速度が、筒内酸素濃度に比例する特性を有することに基づく。

B2 = Roxc …(力

図 1 1に示すように、定常値 R o X c sと上記（7)式とから（即ち、（7)式における R o X cに R o X c sを代入して）定常特性値 B 2 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 R o X c tと上記（7)式とから（即ち、（7)式における R o x cに R o X c tを代入して）過渡特性値 B 2 tが取得される（大きい黒丸を参照 ) 。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「B 2 s /B 2 t」が算出される（（2)式を参照）。この「B 2 s/B 2 t」は、過渡運転状態における、 Γ 過渡値 R o X c tの定常値 R o X c sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量

(瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を精度良く表す値となる。

く混合補正項〉

燃料噴霧と筒内ガスとの混合に係わる捕正項（混合補正項）では、上記「因子 J として、燃焼ガス取り込み割合 X (詳細は後述）が導入される。上記（2)式における特性値 C 1は、燃焼ガス取り込み割合 Xに対応する。

く〈燃焼ガス取り込み割合 Xに基づく C 1 t /C 1 s »

燃料噴射量 qの燃料の全てが完全燃焼するために必要な筒内ガス量を G sとすると、 G sは下記（8)式に従って表すことができる。（8)式において、 AF t hは理論空燃比であり、 R o X cは筒内酸素濃度である。

Gs = q-AFth. R3^ "(8)

(8)式から理解できるように、 G sは、 R o X cが小さいほど大きくなる。従つて、筒内ガスの全量（-上記筒内ガス量）を G c y 1 とすると、図 1 2に示すように、 G c y Iに対する G sの割合は、 R o X cが大きい場合に小さくなり（図 1 2 ( a ) を参照）、 R o X cが小さい場合に大きくなる（図 1 2 ( b ) を参照）。

この割合（G s/G c y 1 ) は、燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼したと仮定した場合においてその後において燃料噴霧が完全燃焼後のガス（燃焼ガス）を取り込む確率を表す。燃焼ガス中には酸素が存在しない。従って、この割合（G s /G c y 1 ) が大きいことは、燃料噴霧内において生成された S o o tの酸化の度合いが低下すること、即ち、 S o o t排出量が増大すること、を意味する。

このように、割合（G s /G c y 1 ) は、 S o o t排出量に影響を与える因子となる。本例では、図 1 3に示すように、この割合（G s/G c y 1 ) を、燃焼ガス取り込み割合 Xと定義する（0 <X< 1) 。

燃焼ガス取り込み割合 Xの定常値 X sは、上述したように、予め作製されたテ一ブル Ma p X s (NE， q) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及ぴ燃料噴射量 qの現在値（今回値）と力ゝら、テーブル検索により取得される。燃焼ガス取り込み割合 Xの過渡値 X tは、図 1 3に示した式に従って求められる。燃焼ガス取り込み割合: Xに対する「S o o t排出量に関する特性値 C 1」を求めるための特性式は、本例では、下記（9)式にて表される。図 14は、 Xに対する特性値 C 1の特性を示す。（9)式（1次関数）を採用したのは、 S o o t排出量が、 Xの増大に応じて増大する特性を有すること、並びに、計算が簡易となること等に基づく。

C1=X -(9)

図 1 4に示すように、定常値 X sと上記（9)式とから（即ち、（9)式における X に X sを代入して) 定常特性値 C I sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 X tと上記（9)式とから（即ち、（9)式における Xに X tを代入して）過渡特性値 C 1 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「C 1 t/C l s」が算出される（（2)式を参照）。この「C 1 t /C l s j は、過渡運転状態における、「過渡値 X tの定常値 X sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。

以上のように、上記（2)式において混合補正項（=C l t/C l s) を加えることで、過渡的に、筒内ガス量 G c y 1が小さいときや、筒内酸素濃度 R o x cが小さいとき等、筒内での酸素が不足気味のときに燃焼ガス取り込み割合 X (=G s/G c y 1 ) が大きくなり、過渡的に筒内での酸素が不足気味のときに S o o t排出量が増大することを表現することができる。

以上、説明したように、本発明によるすす排出量推定装置の第 1実施形態によれば、「定常排出量」に「過渡補正値」を乗じることで S o o t排出量が算出され得る（（1)式を参照）。「定常排出量」は、内燃機関が現在の運転速度及び燃料噴射量をもって定常運転状態にある場合における S o o t排出量であり、テーブル検索により取得される。「過渡補正値」は、過渡運転状態における S o o t 排出量の「定常排出量」からのずれの程度を表す係数である。「過渡補正値」の算出に際し、 S o o t排出量に影響を与える複数の因子の各々について、因子の値に対する S o o t排出量に関する特性式に因子の定常値（テーブル検索値）と過渡値（現在値）とを代入して定常特性値と過渡特性値とがそれぞれ取得され、「定常特性値と過渡特性値との比」が算出される。「過渡補正値」は、各因子についての「定常特性値と過渡特性値との比」をそれぞれ乗じることで算出される

( (2)式を参照) 。

これにより、「過渡捕正値」は、過渡運転状態における各因子についての「過渡値の定常値からのずれ」の影響が全て考慮された「S o o t排出量の定常排出量からのずれの程度を表す係数」に算出される。この結果、「定常排出量」を取得するためのテーブル検索、及び「過渡補正値」の算出という少ない計算負荷をもって、過渡運転状態において S o o t排出量を精度良く推定することができる

(第 2実施形態による S o o t排出量の推定方法）

次に、本発明に係るすす排出量推定装置の第 2実施形態による S o o t排出量の推定方法について説明する。この第 2実施形態では、過渡補正値が下記（10)式から算出される点においてのみ、過渡補正値が上記（2)式から算出される上記第 1実施形態と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

Alt A2t A3t！

A1s " A2s ― A3s j

生成補正酸化補正

上記（10)式から理解できるように、第 2実施形態では、過渡補正値は、生成補正項と酸化補正項のみから算出される。生成捕正項では、「噴霧代表温度 T f に基づく A l t //A l s」と「筒内圧力 P cに基づく A 2 t /A 2 s」とが使用される点では上記第 1実施形態と同じである一方、「筒内酸素濃度 R o X cに基づく A 3 t Z A 3 s」が新たに導入される点においてのみ上記第 1実施形態と異なる。

く〈筒内酸素濃度 R o X cに基づく A 3 t /A 3 s »

図 1 5に示すように、筒内酸素濃度 R o X cが小さいと、着火遅れが大きくなり（燃料噴射から着火までに要する時間が長くなり）、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが大きくなる。加えて、筒内酸素濃度 R o X cが小さいと、燃料噴霧と筒内ガス中の酸素とが出会う機会が少なくなつて燃料の燃焼速度が小さくなる。以上より、筒内酸素濃度 R o X cが小さいと、燃料の燃焼期間が長くなつて燃料が高温にさらされる時間が長くなり、この結果、 S o o tが生成され易くなるこのように、筒内酸素濃度 R o _X cは、「S o o t生成速度に影響を与える因子」となる。なお、上述のように、筒内酸素濃度 R o X cが小さいと、着火開始時点での燃料嘖霧の大きさが大きくなることを考慮すると、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが「S o o t生成速度に影響を与える因子」となる、ということもできる。即ち、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが大きいほど、 S o。が生成され易くなる。

ここで、着火開始時点での燃料噴霧の大きさは、例えば、筒内酸素濃度 R o x cを用いた上記「燃料噴射量 qの燃料の全てが完全燃焼するために必要な筒内ガス量 G s」（上記（8)式を参照）を使用して下記（11)式に従って得られる混合気量 G a 1 1にて表すことができる。

/ OQ 0 \

Gall = q+Gs = q■ ί 1 +AFt - ¾" ) …( ）

筒内酸素濃度 R o X Cの定常値 R O X C Sは、上述したように、予め作製されたテーブル M a p R o X c s ( N E , q ) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。筒内酸素濃度 R o X cの過渡値 R o X c tは、上述したように、吸気酸素濃度センサ 7 4から取得され得る。

筒内酸素濃度 R o X cに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 3」を求めるための特性式は、本例では、下記（12)式にて表される。この特性値 A 3は、

(11)式から得られる G a 1 1を qで除した値である。図 1 6は、 R o x cに対する特性値 A 3の特性を示す。（12)式を採用したのは、上述のように、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが大きいほど S o o tが生成され易いこと、並びに、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが G a 1 1にて表すことができることに基づく

図 1 6に示すように、定常値 R 0 X c sと上記（12)式とから（即ち、（12)式における R o X cに R o X c sを代入して）定常特性値 A 3 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 R o X c tと上記（12)式とから（即ち、（12)式における R o X cに R o X c tを代入して）過渡特性値 A3 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A3 t /A3 s」が算出される（（10)式を参照）。この「A 3 t/A 3 s」は、過渡運転状態における、「過渡値 R o c tの定常値 R o c sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。

以上のように、上記（10)式に示すように、生成捕正項に「A 3 t /A 3 s」を加えることで、加速時等において一時的に筒内酸素濃度が低下し（従って、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが大きくなり）、 S o o tが生成され易くなつて S o o t排出量が増大することを表現することができる。

他方、上記（10)式から理解できるように、第 2実施形態において、酸化補正項では、「酸化領域代表温度 T o 1に基づく B 1 s /B 1 t」が使用される点では上記第 1実施形態と同じである一方、「筒内酸素濃度 R o X cに基づく B 2 s B 2 t」に代えて「正味筒内酸素濃度 R o X c，に基づく B 2 ' s /B 2 ' t J が導入される点、並びに、「酸化領域代表温度 T o 2に基づく B 3 s /B 3 t」、「筒内酸素濃度 R o X eに基づく B 4 s /B 4 t」、及び重み付け係数ひが新たに導入される点が、上記第 1実施形態と異なる。

図 1 7に示すように、生成されたすすの酸化反応は、燃料の燃焼前半、即ち、燃料噴霧が拡散している途中の段階（燃焼が継続中の高温の噴霧状態）のみならず、燃料の燃焼後半、即ち、燃料噴霧が十分に拡散して混合気が均一となり且つ燃焼がほぼ終了した状態でも発生し得る。ここで、燃焼前半と燃焼後半とでは、燃焼室内のガスの温度及び酸素濃度が大きく異なるから、 S o o t酸化速度も大きく異なる。従って、第 2実施形態では、燃焼前半での S o o tの酸化反応と燃焼後半での S o o tの酸化反応とが別個に扱われる。

図 1 7に示すように、「酸化領域代表温度 T o 1に基づく B 1 s/B 1 t」及ぴ「正味筒内酸素濃度 R o X c ' に基づく B 2 ' s /B 2 ' t」が燃焼前半に係わり、「酸化領域代表温度 T o 2に基づく B 3 s /B 3 t」及び「筒内酸素濃度 R o X eに基づく B 4 s ZB 4 t」が燃焼後半に係わる。重み付け係数 aは、 S o o tの酸化量（酸化の程度）全体に対する燃焼前半での S o o tの酸化量（酸化の程度）の割合を表す。以下、第 2実施形態で新たに導入されたものについて順に説明する。

〈く正味筒内酸素濃度 R o X c，に基づく B 2 ' s /B 2 ' t »

上述のように、燃焼ガス取り込み割合 X (=G s /G c y 1 ) (図 1 3を参照 ) は、燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼したと仮定した場合においてその後において燃料噴霧が燃焼ガス（完全燃焼後のガス）を取り込む確率を表す。燃焼ガス中には酸素が存在しない。従って、燃料の全てが完全燃焼した後における燃料噴霧中での S o o tの酸化反応を考える場合、燃料噴霧に取り込まれるガスの酸素濃度は、実質的には、下記（13)式にて示される R o X c，に略等しいと考えることができる。

Roxc， =Roxc-(1-X) --(13)

上記（13)式に示すように、 R o x c (吸気酸素濃度センサ 74から取得され得る酸素濃度、燃焼前の筒内酸素濃度）に（1一 X) を乗じて得られる R o X c ' を「正味筒内酸素濃度 R o X c，」と呼ぶ。このように Xを考慮して得られる R o X c ' は、 R o x cよりも、 S o o t酸化速度により強く影響を与える因子となり得る。

正味筒内酸素濃度 R o X c ' の定常値 R o x c ' sは、上述したように、予め作製されたテーブル Ma p R o x c， s (NE, q) と、エンジン回転速度 NE の現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。正味筒內酸素濃度 R o X c，の過渡値 R o x c， tは、上記 (13)式に従って求められる。

正味筒内酸素濃度 R o X c ' に対する「S o o t排出量に関する特性値 B 2 ' 」を求めるための特性式は、本例では、下記（14)式にて表される。図 1 8は、 R o X c ' に対する特性値 B 2 ' の特性を示す。（14)式（1次関数）を採用したのは、燃焼前半での S o o t酸素速度が、 R o x c ' に比例する特性を有すると考えられることに基づく。

B2， = Roxc ■(14)

図 1 8に示すように、定常値 R o x c ' s と上記（14)式とから（即ち、（14)式における R o x c，に R o x c ' sを代入して）定常特性値 B 2 ' sが取得され (大きい白丸を参照）、過渡値 R o x c ' tと上記（14)式とから（即ち、（14)式における R o x c ' に R o x c ' tを代入して）過渡特性値 B 2 ' tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「B 2 ' s /B 2， t」が算出される（（10)式を参照）。この「B 2， s /B 2， t」は、過渡運転状態における、「過渡値 R o X c， tの定常値 R o x c ' sからのずれ」に起因する、 S 0 o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。

図 1 9は、上記のように、 R o x c ' s , R o x c ' t , Β 2 ' s， Β 2 ' t を設定した場合における、 R o x c ' s， R o c ' t , B 2 ' s /B 2 ' t , S o o t排出量の変化の一例（例えば、急加速時）を示したグラフである。図 1 9に示すように、急加速時等の過渡運転状態において R o X c ' tが R o X c， sから大きくずれる場合においても、「B 2， s /B 2 ' t」を定常排出量に乗じることで、 S o o t排出量が実測値に対して大きく乖離することなく推移し得る。以上のように、上記（10)式に示すように、酸化捕正項において B 2， s/B 2 ' tを考慮することで、過渡的に、筒内ガス量 G c y 1が小さいときや、筒内酸素濃度 R o X cが小さいとき等、筒内での酸素が不足気味のときに燃焼ガス取り込み割合 X (=G s /G c y 1 ) が大きくなり、過渡的に筒内での酸素が不足気味のときに S o o t酸化速度が減少して S o o t排出量が増大することを表現することができる。

即ち、酸化補正項において「R o X cに基づく B 2 s /B 2 t」に代えて「R o X c ' に基づく B 2' s /B 2 ' t」を使用することにより、上記第 1実施形態において混合補正項として「Xに基づく C 1 t ZC 1 s」を追加したことによる作用 ·効果と同様の作用 ·効果が生じ得る。

くく酸化領域代表温度 T o 2に基づく B 3 s ZB 3 t >>

酸化領域代表温度 T o 2とは、燃料噴霧内で位置に応じて異なる温度を代表する温度であって、特に、燃料の燃焼後半、即ち、燃料噴霧が十分に拡散して混合気が均一となり且つ燃焼がほぼ終了した状態における燃料噴霧（混合気）内での代表温度である。

燃焼後半における燃料噴霧内の温度は、上記最高火炎温度 Tm a x及ぴ排ガス温度 T eに強い相関があると考えられる。そこで、本例では、酸化領域代表温度 T o 2として、例えば、下記（15)式に示すように、最高火炎温度 Tm a Xと排ガス温度 T eとの平均値等が採用され得る。

To2=(Tmax+Te) 〜(15)

酸化領域代表温度 T o 2の定常値 T o 2 sは、上述したように、予め作製されたテープル Ma p T o 2 s (NE， q) と、エンジン回転速度 NEの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。

酸化領域代表温度 T o 2の過渡値 T o 2 tは、上記（15)式に従って求められる

。上述のように、 Tma xは、例えば、上述したセンサからそれぞれ取得され得る、吸気温度、吸気圧力、及び吸気酸素濃度、並びに、上記筒内ガス量等から周知の手法により取得することができる。また、 T eは、排気温センサ 7 7から得ることができる。

酸化領域代表温度 T o 2に対する「S o o t排出量に関する特性値 B 3」を求めるための特性式は、本例では、上記（6)式に類似する下記（16)式にて表される。 q 3, q 4 , h 3 , h 4は正の定数である（q 4 > q 3) 。図 20は、 T o 2 に対する特性値 Β 3の特性を示す。図 2 0に示すように、特性値 Β 3は、 T o 2 く 1 5 00 Kでは非常に小さい値に維持され、 T o 2 1 5 00Kにて、 T o 2 の増加に応じて実質的に増大していく。このような特性を採用したのは、燃焼後半においても、 S o o tの酸化反応の殆どが 1 5 00 K以上の温度で発生し、 S o o tの酸化反応速度が 1 500 K以上にて温度上昇に伴って増大していくことに基づく。

B3=q3-To2+h3 (To2≤1500K)

q4-To2-h4 (To2>1500K) --(16)

図 20に示すように、定常値 Τ ο 2 s と上記（16)式とから（即ち、（16)式における Τ ο 2に Τ ο 2 sを代入して）定常特性値 Β 3 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 Τ ο 2 tと上記（16)式とから（即ち、（16)式における T o 2に T o 2 tを代入して）過渡特性値 B 3 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「B 3 s/B 3 t」が算出される（（10)式を参照）。この「B 3 s/B 3 t」は、過渡運転状態における、「過渡値 T o 2 tの定常値 T o 2 sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。

以上のように、燃焼後半における燃料噴霧内の位置に応じて異なる温度を 1つの温度 T o 2で代表することで、計算負荷を増大させることなく、「B 3 s /B 3 t」を、過渡運転状態において、「過渡値 T o 2 tの定常値 T o 2 sからのずれ」に起因する S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を精度良く表す値とすることができる。加えて、筒内酸素濃度 R o x cの低下により最高火炎温度 Tma x (従って、酸化領域代表温度 T o 2) が低下することで、筒内酸素濃度の低下により燃焼後半での S o o tの酸化の度合いが低下すること（従って、 S o o t排出量が増大すること）を表現することができる。

く〈筒內酸素濃度 R o X eに基づく B 4 s /B 4 t >>

筒内酸素濃度 R o X eとは、燃焼後半における燃焼室内のガスの酸素濃度である。燃焼後半では、燃焼室内のガスの酸素濃度は、排ガス中の酸素濃度と略等しいと考えられる。従って、筒内酸素濃度 R o x eは、排ガス中の酸素濃度を検出，推定する手段から得ることができる。排ガス中の酸素濃度は、燃焼室から排出される排ガス中の酸素濃度を検出する図示しない排気酸素濃度センサから検出してもよいし、吸気酸素濃度センサ 7 4から取得される吸気酸素濃度から燃料の燃焼により消費された酸素分を減じることで推定してもよい。

筒内酸素濃度 R o X eの定常値 R o X e sは、上述したように、予め作製されたテーブル Ma p R o X e s (NE, q ) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及び燃料噴射量 qの現在値（今回値）とから、テーブル検索により取得される。

筒内酸素濃度 R o X eの過渡値 R o X e tは、上述したように、排気酸素濃度センサ、吸気酸素濃度センサ 7 4等から取得され得る。

筒內酸素濃度 R o X eに対する「S o o t排出量に関する特性値 B 4」を求めるための特性式は、本例では、下記（17)式にて表される。図 2 1は、 R o x eに対する特性値 B 4の特性を示す。（17)式を採用したのは、燃焼後半においても、 S o o tの酸化速度が、筒内酸素濃度に比例する特性を有することに基づく。

B4=Roxe …（）

図 2 1に示すように、定常値 R o X e sと上記（17)式とから（即ち、（17)式における R o X eに R o X e sを代入して）定常特性値 B 4 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 R o x e tと上記（17)式とから（即ち、（17)式における R o x eに R o χ e tを代入して）過渡特性値 B 4 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「B 4 s /B 4 t」が算出される（（10)式を参照）。この「B 4 s /B 4 t」は、過渡運転状態における、「過渡値 R o X e tの定常値 R o X e sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を精度良く表す値となる。

くく重み付け係数《〉>

燃焼前半での S o o tの酸化量（酸化の程度）と燃焼後半での S o o tの酸化量（酸化の程度）との割合は、燃焼前半での S o o t酸化速度と燃焼後半での S o o t酸化速度との割合に略等しいと考えられる。燃焼前半での S o o t酸化速度は、上述の酸化領域代表温度 T o 1についての特性値 B 1 (図 1 0、及び（6) 式を参照）で代表でき、燃焼後半での S o o t酸化速度は、上述の酸化領域代表温度 T o 2についての特性値 B 3 (図 20、及び（16)式を参照）で代表できる。以上のことから、重み付け係数 αは、酸化領域代表温度 T o 1， T o 2に基づいて、例えば、下記（18)式、或いは（19)式で表すことができる。

Bit _ ₀、

α⁼ BT BSt "'⁽¹⁸⁾

B1s _Λヽ

a= B1s+B3s -⁽¹⁹⁾

なお、一般に、燃焼前半での酸化領域代表温度 Τ ο 1は 1 500 Κよりも高く、燃焼後半での酸化領域代表温度 Τ 0 2は 1 5 00Κよりも低い。従って、特性値 Β 3 (Β 3 t , 83 8) は特性値 1 (B i t , B 1 s ) に比して極めて小さい値となる。従って、係る観点から、重み付け係数 α= 1 (—定）としてもよいまた、筒内酸素濃度 R o x c (吸気酸素濃度）が大きいと最高火炎温度が高くなるから、燃焼前半も燃焼後半も S o o tの酸化反応が進行し易い。一方、筒内酸素濃度 R o X cが小さいと最高火炎温度が低くなるから、燃焼前半よりも温度が低い燃焼後半では、燃焼前半に比して S o o tの酸化反応が相対的に進行し難くなる。換言すれば、筒内酸素濃度 R o X cが小さくなるほど、 S o o tの酸化量全体に対する燃焼前半での S o o tの酸化量の割合（=o が大きくなる。加えて、筒内圧力 P c (吸気圧力）が大きいと燃料噴霧が拡散し難くなるから、燃焼前半において S o o tの酸化反応が相対的に進行し易くなる。一方、筒内圧力 P cが小さいと燃料噴霧が拡散し易くなるから、燃焼後半において S o o t の酸化反応が相対的に進行し易くなる。換言すれば、筒内圧力 P cが大きくなるほど、 S o o tの酸化量全体に対する燃焼前半での S o o tの酸化量の割合（= a ) が大きくなる。

以上のことから、重み付け係数 αは、筒内酸素濃度 R ο X c及び筒内圧力 P c に基づいて、例えば、下記（20)式で表すことができる。（20)式において、 J3は、図 2 2に示すテーブルに基づいて決定される係数であり、 R ο X cが小さいほどより大きい値に決定される。 γは、図 2 3に示すテーブルに基づいて決定される係数であり、 P cが大きいほどより大きい値に決定される。なお、重み付け係数 αを、筒内酸素濃度 R ο X c及ぴ筒内圧力 P cの何れかのみに基づいて、 α = β 、或いは、 a = yとしてもよい。

α = β·γ (20)

以上、酸化補正項では、燃焼前半について「酸化領域代表温度 T o 1に基づく B 1 s ZB 1 t」及ぴ「正味筒内酸素濃度 R o X c ' に基づく B 2， s /B 2 ' t」が使用され、燃焼後半について「酸化領域代表温度 T o 2に基づく B 3 _S B 3 t」及び「筒内酸素濃度 R o X eに基づく B 4 _{S /}/B 4 t」が使用されているが、燃焼前半について「酸化領域代表温度 T o 1に基づく B 1 s ZB 1 t」及び「正味筒内酸素濃度 R o X c，に基づく B 2， s /B 2 ' t」の何れか一方のみが使用され、燃焼後半について「酸化領域代表温度 T o 2に基づく B 3 s /B 3 t」及び「筒内酸素濃度 R o X eに基づく B 4 s ZB 4 t」の何れか一方のみが使用されてもよい。 (第 3実施形態による S o o t排出量の推定方法）

次に、本発明に係るすす排出量推定装置の第 3実施形態による S o o t排出量の推定方法について説明する。この第 3実施形態では、過渡捕正値が下記（21)式から算出される点においてのみ、過渡補正値が上記（10)式から算出される上記第 2実施形態と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

： Alt A2t A3t！！ B1s B5t ；

！ A1s " A2s " A3s！" • Bit " B5s ！ -(21) 生成補正酸化補正

上記（21)式から理解できるように、第 3実施形態も、上記第 2実施形態と同様、過渡補正値は、生成補正項と酸化補正項のみから算出される。また、生成補正項は、上記第 2実施形態と同じである。一方、酸化補正項では、上記第 1、第 2 実施形態で使用されている「酸化領域代表温度 t o 1に基づく B 1 s /B 1 t」と、第 3実施形態に特有の「噴霧重なり度 Lに基づく B 5 tZB 5 s」とが使用される。

くく嘖霧重なり度 Lに基づく B 5 t/B 5 s »

実際には、燃焼室の形状（キヤビティの形状）等に起因して、筒内ガスのうちで燃料噴霧が到達し得ない（燃料噴霧と混合し得ない）部分（燃料の燃焼に寄与しない部分）が存在する。ここで、筒内ガスのうちで燃料嘖霧と混合し得る（燃料の燃焼に寄与する）部分の割合を「空気利用率」とし、「燃焼室内のガスのうち燃料の燃焼に寄与しない分を除いたガスの量」を G c y l ' とすると、 G c y 1 ' は下記（22)式で表すことができる。

Gcyl' =Gcyl，空気利用率 (22)

この G c y l ' と、上述した「燃料噴射量 qの燃料の全てが完全燃焼するために必要な筒内ガス量 G s j とを使用して、図 2 4に示すように、噴霧重なり度 L = G s / G c y 1 ' と定義する。

図 2 5に示すように、上述の「燃焼ガス取り込み割合 X」と同様、噴霧重なり度 Lも、筒内酸素濃度 R o X cが小さいほど大きくなる。筒内ガスのうちで上述の「燃料の燃焼に寄与しない分」が考慮された結果、 Lは「1」を超える場合もめる。

図 2 5に示すように、噴霧重なり度 Lが大きくなるほど（特に、 L > 1のとき ) 、複数の噴孔（図 2 5では、 4つ）からそれぞれ噴射 ·形成された燃料噴霧同士が重なる確率が高くなる。燃料噴霧同士が重なる部分では、燃料噴霧内に酸素が取り込まれ難くなり、この結果、この部分での S o o t酸化速度が低下する。以上より、噴霧重なり度 Lは、 S o o t酸化速度に強く影響を与える因子となり得る。

噴霧重なり度 Lの定常値 L sは、上述したように、予め作製されたテーブル M a p L s ( N E， q ) と、エンジン回転速度 N Eの現在値（瞬時値）及ぴ燃料噴射量 qの現在値（今回値）と力ゝら、テーブル検索により取得される。噴霧重なり度 Lの過渡値 L tは、図 2 4に示した式に従って求められる。

噴霧重なり度 Lに対する「S o o t排出量に関する特性値 B 5」を求めるための特性式は、本例では、下記（23)式にて表される。 q 5， h 5は正の定数である。図 2 5は、 Lに対する特性値 B 5の特性を示す。（23)式を採用したのは、上述したように、特に L > 1のときに燃料噴霧同士が重なる確率が高くなつて S o o t酸化速度が低下することに基づく。

B5=1 (L≤1)

= q5- L-h5 (L>1) 〜(23)

図 2 5に示すように、定常値 L sと上記（23)式とから（即ち、（23)式における

Lに L sを代入して）定常特性値 B 5 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 L tと上記（23)式とから（即ち、（23)式における Lに L tを代入して）過渡特性値 B 5 tが取得される（大きい黒丸を参照）。そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「B 5 t/B 5 s」が算出される（（21)式を参照）。この「B 5 t/B 5 s」は、過渡運転状態における、

「過渡値 L tの定常値 L sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。

以上のように、上記（21)式において酸化捕正項にて「B 5 t/B 5 s) を加えることで、過渡的に、筒内ガス量 G c y 1が小さいときや、筒内酸素濃度 R o X cが小さいとき等、燃料嘖霧同士が重なる確率が高いときに噴霧重なり度 L (= G s/G c y 1 ' ) が大きくなり、過渡的に燃料噴霧同士が重なる確率が高いときに S o o t排出量が增大することを表現することができる。

(第 4実施形態による S o o t排出量の推定方法）

次に、本発明に係るすす排出量推定装置の第 4実施形態による S o o t排出量の推定方法について説明する。この第 4実施形態では、過渡補正値が下記（24)式から算出される点においてのみ、過渡補正値が上記（2)式から算出される上記第 1実施形態と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

！ Alt A2t A4t！ B1s B2t ； '■'(24)

！ A1s ' A2s ' A4s ;" Bit ' B2s ！

上記（24)式から理解できるように、第 4実施形態では、過渡補正値は、生成捕正項と酸化補正項のみから算出される。生成補正項では、「噴霧代表温度 T f に基づく A l tZA l s」と「筒内圧力 P cに基づく A2 t/A2 s」とが使用される点では上記第 1実施形態と同じである一方、「筒内酸素濃度 R o X cに基づ < A 3 t /A 3 s J に代えて「着火遅れ期間 I Dに基づく A4 t/A4 s」が導入される点においてのみ上記第 1実施形態と異なる。着火遅れ期間 I Dとは、燃料の噴射開始時期（メイン噴射に先立ってパイロット噴射がなされる場合、メイン噴射の開始時期）から着火開始時期までの期間（クランク角度、又は、時間）を指す。

くく着火遅れ期間 I Dに基づく A 4 t/A4 s » 図 26に示すように、着火遅れ期間 I Dが短いと、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが小さくなることで、着火開始時点での燃料噴霧の（平均）当量比が大きくなり、この結果、 S o o tが生成され易くなる。このように、. 着火遅れ期間 I Dは、「S o o t生成速度に影響を与える因子」となる。着火遅れ期間 I Dは、例えば、筒内圧力センサ 75から検出される筒内圧力の推移に基づいて特定される着火開始時期を用いて算出することができる。また、着火遅れ期間 I Dは、周知の推定手法の一つに基づいて推定され得る。

着火遅れ期間 I Dに対する「3_{0 0} 1:排出量に関する特性値 4」を求めるための特性式は、本例では、下記（25)式にて表される。 q 6は負の定数、 h 6は正の定数である。図 27は、 I Dに対する特性値 A4の特性を示す。（25)式を採用したのは、上述のように、着火遅れ期間 I Dが小さいほど S o o tが生成され易いことに基づく。なお、 I Dが小さいほど特性値が大きくなる限りにおいて、 (25)式とは異なる特性式（下に凸の特性、上に凸の特性）が採用されてもよい。

A4=q6-ID + h6 … ）

図 27に示すように、定常値 I D sと上記（25)式とから（即ち、（25)式における I Dに I D sを代入して）定常特性値 A4 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 I D tと上記（25)式とから（即ち、（25)式における I Dに I D tを代入して）過渡特性値 A4 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A4 t/A4 s」が算出される（（24)式を参照）。この「A4 t/A4 s」は、過渡運転状態における、「過渡値 I D tの定常値 I D sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。

以上、上記（24)式に示すように、生成補正項に「A4 t /A 4 s」を加えることで、何らかの原因で着火遅れ期間が短くなり（従って、着火開始時点での燃料噴霧の大きさが小さくなり）、 S o o tが生成され易くなつて S o o t排出量が増大することを表現することができる。以下、着火遅れ期間 I Dそのものに代えて「着火遅れ期間 I Dに相関する値」を用いて過渡補正値が算出される種々の場合について順に説明する。

〈く圧縮端温度 T c o m pに基づく A 5 t /A 5 s »

一般に、圧縮端温度 T c ompが高いと、着火開始時期が早くなることで着火遅れ期間 I Dが短くなる。即ち、圧縮端温度 T c ompは「着火遅れ期間 I Dに相関する値」となり、圧縮端温度 T c o mpが高いほど S o o tが生成され易くなる。上述したように、圧縮端温度 T c ompは、例えば、上述したセンサからそれぞれ取得され得る、吸気温度、吸気圧力、及び吸気酸素濃度、並びに、燃焼室内に吸入されたガスの全量（筒内ガス量）等から周知の手法により取得することができる。

着火遅れ期間 I Dそのものに代えて圧縮端温度 T c ompを用いて過渡補正値が算出される場合、過渡補正値は、上記（24)式に代えて下記（26)式から算出される。（26)式は、「着火遅れ期間 I Dに基づく A4 t/A4 s」に代えて「圧縮端温度 T c o mpに基づく A 5 t /A 5 s」が導入される点においてのみ上記（24) 式と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

： Alt A2t A5t！ B1s B2t j

• A1s" A2s ■ A5s： Bit" B2s ！ -(26)

圧縮端温度 T c ompに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 5」を求めるための特性式は、本例では、下記（27)式にて表される。 q 7， h 7は正の定数である。図 2 8は、 T c ompに対する特性値 A 5の特性を示す。（27)式を採用したのは、上述のように、圧縮端温度 T c o mpが高いほど S o o tが生成され易いことに基づく。なお、 T c ompが高いほど特性値が大きくなる限りにおいて、（27)式とは異なる特性式（下に凸の特性、上に凸の特性）が採用されてもよい。 A5=q7-Tcomp + h7 '"(27)

図 28に示すように、定常値 T c omp sと上記（27)式とから（即ち、（27)式における T c ompに T c omp sを代入して）定常特性値 A 5 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 T c omp tと上記（27)式とから（即ち、（27)式における T c ompに T c omp tを代入して）過渡特性値 A 5 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A 5 t /A 5 s」が算出される（（26)式を参照）。この「A 5 t/A 5 s」は、過渡運転状態における、「過渡値 T c omp tの定常値 T c omp sからのずれ」に起因する、 S o o t 排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。これにより、着火遅れ期間 I Dそのものを取得することなく、過渡補正値を、着火遅れ期間 I Dの長短が S o o t排出量に与える影響が考慮された値に算出することができる。

以上、上記（26)式に示すように、生成補正項に「A 5 t/A 5 s」を加えることで、何らかの原因で圧縮端温度が高くなり（従って、着火遅れ期間が短くなり ) 、 S o o tが生成され易くなつて S o o t排出量が増大することを表現することができる。

〈く排ガス圧力 P eに基づく A 6 t /A 6 s »

一般に、排ガス圧力 P eが大きいと、内部 EGRガス（排気弁を介して排気通路から燃焼室に還流される排ガス）の量が増加することで圧縮端温度 T c omp が高くなり、この結果、着火遅れ期間 I Dが短くなる。即ち、排ガス圧力 P eは「着火遅れ期間 I Dに相関する値」となり、排ガス圧力 P eが大きいほど S o o tが生成され易くなる。排ガス圧力 P eは、例えば、排気圧力センサ 8 1から検出され得る。また、排ガス圧力 P eは、周知の推定手法の一つに基づいて推定され得る。

着火遅れ期間 I Dそのものに代えて排ガス圧力 P eを用いて過渡補正値が算出される場合、過渡補正値は、上記（24)式に代えて下記（28)式から算出される。

(2δ)式は、「着火遅れ期間 I Dに基づく A4 tZA4 s」に代えて「排ガス圧力 P eに基づく A 6 t /A 6 s」が導入される点においてのみ上記（24)式と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

！ Alt A2t A6t！！ B1 s B2t

"■(28)

！ A1s " A2s ■ A6s「！ Bit " B2s

排ガス圧力 P eに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 6」を求めるための特性式は、本例では、下記（29)式にて表される。 q 8 , h 8は正の定数である。図 2 9は、 P eに対する特性値 A 6の特性を示す。（29)式を採用したのは、上述のように、排ガス圧力 P eが高いほど S o o tが生成され易いことに基づく。なお、 P eが高いほど特性値が大きくなる限りにおいて、（29)式とは異なる特性式（下に凸の特性、上に凸の特性）が採用されてもよい。

A6=q8-Pe + h8 〜(29)

図 2 9に示すように、定常値 P e sと上記（29)式とから（即ち、（29)式における P eに P e sを代入して）定常特性値 A 6 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 P e tと上記（29)式とから（即ち、（29)式における P eに P e tを代入して）過渡特性値 A 6 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A 6 t /A 6 s」が算出される（（28)式を参照）。この「A 6 t /A 6 s」は、過渡運転状態における、

「過渡値 P e tの定常値 P e sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。これにより、着火遅れ期間 I Dそのものを取得することなく、過渡補正値を、着火遅れ期間 I Dの長短が S o o t 排出量に与える影響が考慮された値に算出することができる。

以上、上記（28)式に示すように、生成補正項に「A 6 t /A 6 s」を加えることで、何らかの原因で排ガス圧力が高くなり（従って、着火遅れ期間が短くなり ) 、 S o o tが生成され易くなって S o o t排出量が増大することを表現することができる。

くく排ガス温度 T eに基づく A 7 t /A 7 s »

—般に、排ガス温度 T eが高いと、内部 E G Rガスの温度が高くなることで圧縮端温度 T c o m pが高くなり、この結果、着火遅れ期間 I Dが短くなる。即ち、排ガス温度 T eは「着火遅れ期間 I Dに相関する値」となり、排ガス温度 T e が高いほど S o o tが生成され易くなる。排ガス温度 T eは、例えば、排気温センサ 7 7から検出され得る。また、排ガス温度 T eは、周知の推定手法の一つに基づいて推定され得る。

着火遅れ期間 I Dそのものに代えて排ガス温度 T eを用いて過渡補正値が算出される場合、過渡補正値は、上記（24)式に代えて下記（30)式から算出される。 (30〉式は、「着火遅れ期間 I Dに基づく A 4 t /A 4 s」に代えて「排ガス温度 T eに基づく A 7 t /A 7 s J が導入される点においてのみ上記（24)式と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

Alt A2t A7t！！ B1s B2t ：

A1s " " A2s " A7s i ' ! Bit ' B2s ！

排ガス温度 T eに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 7」を求めるための特性式は、本例では、下記（31)式にて表される。 q 9， h 9は正の定数である。図 3 0は、 T eに対する特性値 A 7の特性を示す。（31)式を採用したのは、上述のように、排ガス温度 T eが高いほど S o o tが生成され易いことに基づく。なお、 T eが高いほど特性値が大きくなる限りにおいて、（31)式とは異なる特性式（下に凸の特性、上に凸の特性）が採用されてもよい。

A7=q9-Te + h9 ■(31) 図 30に示すように、定常値 T e sと上記（31)式とから（即ち、（31)式における T eに T e sを代入して）定常特性値 A 7 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 T e tと上記（31)式とから（即ち、（31)式における T eに T e tを代入して）過渡特性値 A 7 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A 7 t /A 7 s」が算出される（（30)式を参照）。この「A 7 t/A 7 s」は、過渡運転状態における、「過渡値 T e tの定常値 T e sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。これにより、着火遅れ期間 I Dそのものを取得することなく、過渡補正値を、着火遅れ期間 I Dの長短が S o o t 排出量に与える影響が考慮された値に算出することができる。

以上、上記（30)式に示すように、生成補正項に「A 7 t /A 7 s」を加えることで、何らかの原因で排ガス温度が高くなり（従って、着火遅れ期間が短くなり ) 、 S o o tが生成され易くなつて S o o t排出量が増大することを表現することができる。

くく吸気温度 T iに基づく A 8 t /A 8 s »

一般に、吸気温度 T iが高いと、圧縮端温度 T c ompが高くなり、この結果、着火遅れ期間 I Dが短くなる。即ち、吸気温度 T iは「着火遅れ期間 I Dに相関する値」となり、吸気温度 T iが高いほど S o o tが生成され易くなる。吸気温度 T iは、例えば、吸気温センサ 7 2から検出され得る。また、吸気温度 T i は、周知の推定手法の一つに基づいて推定され得る。

着火遅れ期間 I Dそのものに代えて吸気温度 T iを用いて過渡補正値が算出される場合、過渡補正値は、上記（24)式に代えて下記（32)式から算出される。（32) 式は、「着火遅れ期間 I Dに基づく A4 t ZA4 s」に代えて「吸気温度 T iに基づく A 8 t/A8 s」が導入される点においてのみ上記（24)式と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

i Alt A2t A8t！ B1s B2t i

！ A1s " A2s " A8s：" -(32)

Bit" B2s ！吸気温度 T iに対する「S o o t排出量に関する特性値 A 8」を求めるための特性式は、本例では、下記（33)式にて表される。 q l O， h 1 0は正の定数である。図 3 1は、 T iに対する特性値 A 8の特性を示す。（33)式を採用したのは、上述のように、吸気温度 T iが高いほど S o o tが生成され易いことに基づく。なお、 T iが高いほど特性値が大きくなる限りにおいて、（33)式とは異なる特性式（下に凸の特性、上に凸の特性）が採用されてもよい。

A8=q10-Ti + h10 ---(33)

図 3 1に示すように、定常値 T i sと上記（33)式とから（即ち、（33)式における T iに T i sを代入して）定常特性値 A 8 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 T i tと上記（33)式とから（即ち、（33)式における T iに T i tを代入して）過渡特性値 A 8 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A8 t/A 8 s」が算出される ((32)式を参照) 。この「A 8 t/A 8 s」は、過渡運転状態における、「過渡値 T i tの定常値 T i sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。これにより、着火遅れ期間 I Dそのものを取得することなく、過渡補正値を、着火遅れ期間 I Dの長短が S o o t 排出量に与える影響が考慮された値に算出することができる。

以上、上記（32)式に示すように、生成補正項に「A 8 t/A8 s」を加えることで、何らかの原因で吸気温度が高くなり（従って、着火遅れ期間が短くなり）、 S o o tが生成され易くなって S o o t排出量が増大することを表現することができる。

くく温度 T zに基づく A 9 t /A 9 s »

上述のように、排ガス温度 T e及び吸気温度 T iは共に「着火遅れ期間 I Dに相関する値」となり得る。ここで、外部 EGRガス（排気通路と吸気通路とを連通する排気還流路を介して排気通路から燃焼室に還流される排ガス）の量及ぴ内部 E GRガスの量の和に対する内部 E GRガスの量の割合を、「内部 E GR割合 r J と定義する。

排ガス温度 T eの高低が圧縮端温度 T c omp (従って、着火遅れ期間 I D) に与える影響度合は、内部 EGR割合 rに大きく依存し、内部 EGR割合 rが大きいほどその影響度合が大きい。一方、吸気温度 T iが圧縮端温度 T c omp ( 従って、着火遅れ期間 I D) に与える影響度合は、（1ー内部£&1 割合1" ) に大きく依存し、（1一内部 EGR割合 r) が大きいほどその影響度合が大きい。以上のことを考慮して、温度で zを下記（34)式に示すように定義する。

Tz=r-Te + (1-r)-Ti 〜(34)

上記（34)式から理解できるように、温度 T zは、排ガス温度 T eと吸気温度 Τ i と内部 EGR割合 rとが考慮されて得られる値であり、温度 T zは、排ガス温度 T e及び吸気温度 T iが圧縮端温度 T c omp (従って、着火遅れ期間 I D) に与える影響度合がそれぞれ考慮された温度であるということができる。なお、内部 EG R割合 rは、周知の推定手法の一つに基づいて推定され得る。

温度 T zが高いと、圧縮端温度 T c ompが高くなり、この結果、着火遅れ期間 I Dが短くなる。即ち、温度 T zは「着火遅れ期間 I Dに相関する値」となり、温度 Τ ζが高いほど S o o tが生成され易くなる。

着火遅れ期間 I Dそのものに代えて温度 T zを用いて過渡補正値が算出される場合、過渡補正値は、上記（24)式に代えて下記（35)式から算出される。（35)式は、「着火遅れ期間 I Dに基づく A4 t/A4 s」に代えて「温度 T zに基づく A 9 t/"A9 s」が導入される点においてのみ上記（24)式と異なる。以下、係る相違点についてのみ説明する。

過渡補正値

温度 T zに対する「S ο ο t排出量に関する特性値 Α9」を求めるための特性式は、本例では、下記（36)式にて表される。 q 1 1 , h 1 1は正の定数である。図 3 2は、 T zに対する特性値 A 9の特性を示す。（36)式を採用したのは、上述のように、温度 T zが高いほど S o o tが生成され易いことに基づく。なお、 T zが高いほど特性値が大きくなる限りにおいて、（36)式とは異なる特性式（下に凸の特性、上に凸の特性）が採用されてもよい。

A9=q11-Tz + h11 (36)

図 3 2に示すように、定常値 T z s と上記（36)式とから（即ち、（36)式における T zに T z sを代入して）定常特性値 A 9 sが取得され（大きい白丸を参照）、過渡値 T _Z tと上記（36)式とから（即ち、（36)式における T _Zに T z tを代入して）過渡特性値 A 9 tが取得される（大きい黒丸を参照）。

そして、「定常特性値と過渡特性値との比」である「A 9 t/A 9 s」が算出される（（35)式を参照）。この「A 9 t/A 9 s」は、過渡運転状態における、「過渡値 T z tの定常値 T z sからのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値）の定常排出量に対するずれの割合を表す。これにより、着火遅れ期間 I Dそのものを取得することなく、過渡補正値を、着火遅れ期間 I Dの長短が S o o t 排出量に与える影響が考慮され、且つ排ガス温度 T e及び吸気温度 T iが圧縮端温度 T c omp (従って、着火遅れ期間 I D) に与える影響度合がそれぞれ考慮された値に算出することができる。

以上、上記（35)式に示すように、生成捕正項に「A 9 t /A 9 s」を加えることで、何らかの原因で温度 T zが高くなり（従って、着火遅れ期間が短くなり）

、 S o o tが生成され易くなつて S o o t排出量が増大することを表現することができる。なお、上記（35)式において、「A 9 t /A 9 s」を「T z t /T ζ s

」に置き換えてもよい。

以下、着火遅れ期間 I D、圧縮端温度 T c omp、排ガス圧力 P e、排ガス温度 T e、吸気温度 T i、温度 T zを総称して「着火遅れ期間相関値」と呼ぶ。また、上記（24)式の「着火遅れ期間 I Dに基づく Α4 t/A4 s」、上記（26)式の「圧縮端温度 T c ompに基づく A5 tZA5 s」、上記（28)式の「排ガス圧力 P eに基づく A 6 t ZA 6 s」、上記（30)式の「排ガス温度 T eに基づく A 7 t /A7 s」、上記（32)式の「吸気温度 Τ ίに基づく A8 tZA8 s」、上記（35) 式の「温度 T zに基づく A9 t,A9 s」を総称して「着火遅れ期間相関値に基づく A l O tZA l O s j と呼ぶ。

この「A 1 0 t/A l 0 s」は、過渡運転状態における、「着火遅れ期間相関値についての過渡値の定常値からのずれ」に起因する、 S o o t排出量（瞬時値 ) の定常排出量に対するずれの割合を表す。この「A 1 0 t/A 1 0 s」を用いれば、上記（24)式、上記（26)式、上記（28)式、上記（30)式、上記（32)式、及び上記（35)式をまとめて下記（37)式のように表すことができる。

過渡補正値

■ Alt A2t A10t! B1s B2t

~！ A1s" A2s " A10s':' Bit" B2s -(37)

以下、上記（37)式に示すように、生成補正項に「着火遅れ期間相関値に基づく A l O tZA l O s J が含まれる場合（即ち、着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮される場合）について付言する。この場合、上述してきたように、着火遅れ期間相関値に基づく補正が常時考慮されて過渡補正値が算出されてもよい（ (37)式を参照）。一方、所定条件の成立時のみ着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されて過渡補正値が算出され（（37)式を参照）、所定条件の非成立時では着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されずに下記（38)式（即ち、（37)式から rA l O t/A l O s j の項のみを除いた式）に従って過渡補正値が算出されてもよい。以下、所定条件の成立時のみ着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されて過渡捕正値が算出される種々の場合における処理の流れの一例について図 3 3〜図 36を参照しながら説明する。過渡補正値

！ Alt A2t ！： B1s B2t j

^_！ Als" A2s j ■': Bit' B2s ！ ■"(38)

先ず、図 33に示す例について説明する。この例では、先ず、ステップ 330 5にて、筒内の酸素濃度相関値が所定値より小さいか否かが判定される。ここで、筒内の酸素濃度相関値として、上述した吸気酸素濃度、筒内ガスの酸素濃度、排ガス中の酸素濃度、筒内ガスの空気過剰率等が使用され得る。

ステップ 3305にて「Y e s」と判定される場合、ステップ 33 1 0にて、着火遅れ期間相関値の過渡値が定常値に対して S o o t排出量の増大側に偏移しているか否かが判定される。ここで、「着火遅れ期間相関値の過渡値が定常値に対して S o o t排出量の増大側に偏移している」場合とは、例えば、着火遅れ期間相関値として着火遅れ期間 I Dが使用されるときには「着遅れ期間 I Dの過渡値 I D tが定常値 I D sよりも小さい」場合に対応し、例えば、着火遅れ期間相関値として排ガス圧力 P eが使用されるときには「排ガス圧力 P eの過渡値 P e tが定常値 P e sよりも大きい」場合に対応する。

ステップ 3305、 33 1 0にて共に ΓΥ e s J と判定される場合、ステップ 33 1 5にて、（³7)式を用いて過渡補正値が算出される。即ち、着火遅れ期間相関値に基づく捕正が考慮されて S o o t排出量が推定される。一方、ステップ 3 305、 331 0の何れかにて「N o」と判定される場合、ステップ 3320にて、（38)式を用いて過渡補正値が算出される。即ち、着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されずに S o o t排出量が推定される。

以上、図 33に示す例では、筒内の酸素濃度相関値が所定値以上の場合、着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されずに S o o t排出量が推定される。これは、筒内の酸素濃度が大きいと、 S o o tが生成され難いことで、着火遅れ期間

I Dの長短が S o o tの生成度合いに与える影響度が小さいことに基づく。これにより、筒内の酸素濃度が大きい場合において、 S o o t排出量の算出の際、算出精度を下げることなく、着火遅れ期間を考慮すること（即ち、生成補正項に「

Al O tZAl O s j を含ませること）に基づく計算負荷の増大が回避され得る加えて、図 3 3に示す例では、「着火遅れ期間相関値の過渡値が定常値に対して S o o t排出量の増大側に偏移していない」場合、着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されずに S o o t排出量が推定される。これにより、 S o o t排出量について問題となり難い「着火遅れ期間相関の過渡値がその定常値に対して S o o t排出量が減少する方向に偏移している場合」において、着火遅れ期間を考慮せずに S o o t排出量が算出される。従って、係る場合において、 S o o t排出量の算出の際、着火遅れ期間を考慮すること（即ち、生成補正項に「A 1 0 t / A 1 0 s」を含ませること）に基づく計算負荷の増大が回避され得る。

次に、図 3 4に示す例について説明する。この例は、図 3 3に示す例に対して、ステップ 3 3 0 5をステップ 3 4 0 5に置き換えた点においてのみ異なる。ステツプ 3 4 0 5では、メイン噴射に先立ってパイロット噴射がなされない（シングル噴射）か否かが判定される。即ち、メイン噴射に先立ってパイロット噴射がなされる場合、着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されずに S o o t排出量が推定される。これは、メイン嘖射に先立ってパイロット噴射がなされると、排ガスの圧力の高低等にかかわらず圧縮端温度が安定し、従って、着火遅れ期間が安定し易いことに基づく。これにより、メイン噴射に先立ってパイロット噴射がなされる場合において、 S o o t排出量の算出の際、算出精度を下げることなく、着火遅れ期間を考慮すること（即ち、生成補正項に「A 1 0 t ZA 1 0 s」を含ませること）に基づく計算負荷の増大が回避され得る。

次に、図 3 5に示す例について説明する。この例は、図 3 3に示す例に対して

、ステップ 3 3 0 5をステップ 3 5 0 5に置き換えた点においてのみ異なる。ステツプ 3 5 0 5では、燃焼室の壁（内壁）の温度（筒内壁温）が所定値 T w lよりも大きいか否かが判定される。即ち、筒内壁温が T w 1以下の場合、着火遅れ期間相関値に基づく捕正が考慮されずに S o o t排出量が推定される。これは、筒内壁温が低いと、排ガス圧力等が増大しても圧縮端温度が増大し難くなることで圧縮端温度が安定し、従って、着火遅れ期間が安定し易いことに基づく。これにより、筒内壁温が低い場合において、 S o o t排出量の算出の際、算出精度を下げることなく、着火遅れ期間を考慮すること（即ち、生成補正項に「A 1 0 t ZA I O s j を含ませること）に基づく計算負荷の増大が回避され得る。次に、図 3 6に示す例について説明する。この例は、図 3 6に示す例に対して、ステップ 3 30 5をステップ 3 6 0 5に置き換えた点においてのみ異なる。ステツプ 3 6 0 5では、上述した（最高）火炎温度 Tma Xが所定範囲内（T 1と T 2の間）にあるか否かが判定される。即ち、火炎温度 Tm a Xが所定範囲外（ T 1以下、又は、 T 2以上）の場合、着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されずに S o o t排出量が推定される。これは、図 3 7に示すように、火炎温度 T ma Xが所定範囲外にあると、 S o o tが生成され易い領域（斜線で示した領域 ) から外れる（即ち、 S o o tが生成され難い）ことで、着火遅れ期間の長短がすすの生成度合いに与える影響度が小さいことに基づく。これにより、火炎温度 Tma Xが所定範囲外にある場合において、 S o o t排出量の算出の際、算出精度を下げることなく、着火遅れ期間を考慮すること（即ち、生成補正項に「A 1 0 tZA 1 0 s」を含ませること）に基づく計算負荷の増大が回避され得る。なお、図 3 7において、 φは噴霧の（平均）当量比である。具体的には、例えば、 T l、 Τ 2は、 1 6 00 Κ、 2 200 Κであり、 φ 1は、 2である。以上、所定条件の成立時のみ着火遅れ期間相関値に基づく補正が考慮されて過渡補正値が算出される種々の場合について説明した。

以上、説明した過渡補正値を算出するための種々の式のそれぞれについて、式に含まれる複数の項のうちの一部（任意の 1つの項、又は、任意の 2つ以上の項 ) を省略してもよい。

Claims

請求の範囲

1 . 内燃機関が定常運転状態にある場合における少なくとも前記内燃機関の運転速度及び燃料噴射量と前記内燃機関から排出されるすすの排出量との予め記憶された関係と、前記運転速度及び燃料噴射量の現在値と、に基づいて、すすの定常排出量を取得する定常排出量取得手段と、

前記内燃機関が定常運転状態にある場合における前記内燃機関の運転状態を表す所定のパラメータの値とすすの排出量に影響を与える因子の値との予め記憶された関係と、前記所定のパラメータの現在値と、に基づいて、前記因子の定常値を取得する定常値取得手段と、

前記因子の現在値である前記因子の過渡値を取得する過渡値取得手段と、前記因子に対するすすの排出量に関する予め記憶された特性と前記因子の定常値とに基づいて得られる定常特性値と、前記特性と前記因子の過渡値とに基づいて得られる過渡特性値とに基づいて、すすの排出量に関する過渡補正値を算出する過渡補正値算出手段と、

前記定常排出量と前記過渡補正値とに基づいてすすの排出量を推定するすす排出量推定手段と、

を備えた内燃機関のすす排出量推定装置。

2 . 請求の範囲 1に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記因子として、燃料の反応に起因してすすが生成される速度であるすす生成速度に影響を与える因子が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

3 . 請求の範囲 2に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記すす生成速度に影響を与える因子として、前記内燃機関の燃焼室内のガスの酸素濃度が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

4 . 請求の範囲 2に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記すす生成速度に影響を与える因子として、燃料の噴射開始時期から噴射された燃料の着火開始時期までの期間である着火遅れ期間、又は前記着火遅れ期間に相関する値が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

5 . 請求の範囲 4に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記着火遅れ期間相関値として、圧縮上死点における前記内燃機関の燃焼室内のガスの温度である圧縮端温度が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

6 . 請求の範囲 4に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記着火遅れ期間相関値として、前記内燃機関の排気通路内のガスの圧力が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

7 . 請求の範囲 4に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記着火遅れ期間相関値として、前記内燃機関の排気通路内のガスの温度が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

8 . 請求の範囲 4に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記着火遅れ期間相関値として、前記内燃機関の吸気通路内のガスの温度が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

9 . 請求の範囲 4に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記着火遅れ期間相関値として、前記内燃機関の排気通路内のガスの温度と、前記内燃機関の吸気通路内のガスの温度と、前記排気通路と前記吸気通路とを連通する排気還流路を介して前記排気通路から前記内燃機関の燃焼室に還流される排ガスである外部 E G Rガスの量及ぴ前記内燃機関の排気弁を介して前記排気通路から前記燃焼室に還流される排ガスである内部 E G Rガスの量の和に対する前記内部 E G Rガスの量の割合と、に基づいて得られる値が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

1 0 . 請求の範囲 4乃至請求の範囲 9の何れか一項に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記過渡補正値算出手段は、

前記内燃機関の燃焼室内のガスの酸素濃度又は前記酸素濃度に相関する値が所定値よりも小さい場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮して前記過渡補正値を算出し、前記酸素濃度又は前記酸素濃度に相関する値が前記所定値以上の場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮せずに前記過渡補正値を算出するように構成された内燃機関のすす排出量推定装置。

1 1 . 請求の範囲 4乃至請求の範囲 9の何れか一項に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記過渡補正値算出手段は、

メィン噴射に先立ってパイ口ット噴射がなされない場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮して前記過渡補正値を算出し、前記メイン噴射に先立って前記パイ口ット噴射がなされる場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮せずに前記過渡補正値を算出するように構成された内燃機関のすす排出量推定装置。

1 2 . 請求の範囲 4乃至請求の範囲 9の何れか一項に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記過渡補正値算出手段は、

前記内燃機関の燃焼室の壁の温度が所定値よりも大きい場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮して前記過渡補正値を算出し、前記燃焼室の壁の温度が前記所定値以下の場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮せずに前記過渡補正値を算出するように構成された内燃機関のすす排出量推定装置。

1 3 . 請求の範囲 4乃至請求の範囲 9の何れか一項に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記過渡補正値算出手段は、

前記内燃機関の燃焼室内の膨張行程における火炎温度が所定範囲内の場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮して前記過渡補正値を算出し、前記火炎温度が前記所定範囲外の場合には前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮せずに前記過渡補正値を算出するように構成された内燃機関のすす排出量推定装置。

1 4 . 請求の範囲 1 0乃至請求の範囲 1 3の何れか一項に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記過渡補正値算出手段は、

前記すす生成速度に影響を与える因子としての前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値の過渡値がその定常値に対してすすの排出量が増大する方向に偏移している場合には前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮して前記過渡補正値を算出し、前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値の過渡値がその定常値に対してすすの排出量が増大する方向に偏移していない場合には前記着火遅れ期間又は前記着火遅れ期間に相関する値を考慮せずに前記過渡補正値を算出するように構成された内燃機関のすす排出量推定装置

1 5 . 請求の範囲 1乃至請求の範囲 1 4の何れか一項に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、

前記因子として、燃料の反応に起因して生成されたすすが酸化される速度であるすす酸化速度に影響を与える因子が使用される内燃機関のすす排出量推定装置

1 6 . 請求の範囲 1 5に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、前記すす酸化速度に影響を与える因子として、前記内燃機関の燃焼室内のガスの温度及び酸素濃度の少なくとも 1つが使用され、

前記過渡捕正値算出手段は、

燃料の燃焼前半に関する前記ガスの温度及び酸素濃度の少なくとも 1つについての前記定常特性値及び前記過渡特性値と、燃料の燃焼後半に関する前記ガスの温度及び酸素濃度の少なくとも 1つについての前記定常特性値及び前記過渡特性値と、に基づいて前記過渡補正値を算出するように構成された内燃機関のすす排出量推定装置。

1 7 . 請求の範囲 1 6に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、前記過渡補正値算出手段は、

前記燃焼前半におけるすすの酸化の程度と前記燃焼後半におけるすすの酸化の程度との割合を、前記燃焼室内のガスの温度、圧力、及び酸素濃度の少なくとも 1つに基づいて決定し、前記割合を考慮して前記過渡補正値を算出するように構成された内燃機関のすす排出量推定装置。

1 8 . 請求の範囲 1 5に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、前記すす酸化速度に影響を与える因子として、前記内燃機関の燃焼室内の全ガス量に対する前記燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼するために必要な前記燃焼室内のガス量の割合である燃焼ガス取り込み割合を考慮して得られる、すすの酸化に寄与する前記燃焼室内のガスの正味の酸素濃度が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。

1 9 . 請求の範囲 1 5に記載の内燃機関のすす排出量推定装置において、前記すす酸化速度に影響を与える因子として、前記内燃機関の燃焼室内のガスのうち燃料の燃焼に寄与しない分を除いたガスの量に対する前記燃料噴射量の燃料の全てが完全燃焼するために必要な前記燃焼室内のガス量の割合である噴霧の重なり度が使用される内燃機関のすす排出量推定装置。