JP2021042703A - ディーゼルエンジンの制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】燃費性能を比較的良好に維持しつつ、アフター噴射により噴射された燃料の空気利用率を高めて煤の発生を抑制する。【解決手段】ディーゼルエンジンは、冠面にキャビティが形成されたピストンを有する。キャビティは、底部と、径方向外側に凸となるように窪んだ外周部と、外周部の上側において断面視で径方向内側に凸となるように突出したリップ部とを有する。噴射制御部は、所定の運転領域での運転時に、前記リップ部に向けて燃料を噴射するメイン噴射と、メイン噴射よりも遅れた膨張行程中の所定時期に当該メイン噴射よりも少量の燃料を噴射するアフター噴射とをインジェクタに実行させる。メイン噴射の終了からアフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉは、エンジンの暖機の進行度合いに関連する温度パラメータが高いほど短くされる。【選択図】図１４

Description

本発明は、気筒と、気筒内に往復動可能に収容されたピストンと、ピストンの上方空間である燃焼室に軽油を含む燃料を噴射するインジェクタとを備えたディーゼルエンジンを制御する装置に関する。

上記ディーゼルエンジンの一例として、下記特許文献１のものが知られている。この特許文献１のディーゼルエンジンでは、プレ噴射やアフター噴射をメイン噴射に組み合わせた噴射パターンが運転条件ごとに異なる態様で定められており、各々の噴射パターンによる燃料噴射時に、インジェクタ内の燃料圧力を検出する圧力センサの検出値に基づいて噴射時期や噴射期間が調整されるようになっている。

例えば、メイン噴射とアフター噴射とを含む噴射パターンでは、燃料噴射に伴い生じる圧力脈動が圧力センサにより検出されるとともに、検出された圧力脈動に基づいて、メイン噴射からアフター噴射までのインターバル（噴射インターバル）が調整される。これにより、燃料圧力の圧力脈動がアフター噴射に及ぼす影響が低減されるので、アフター噴射の噴射量の調整精度を向上できるとされている。

特開２０１１−１９０７２５号公報

ここで、メイン噴射からアフター噴射までのインターバルを過度に短くすると、メイン噴射に基づく燃焼ガス中に重畳的にアフター噴射による燃料が供給されることになり、アフター噴射による燃料が酸素不足の環境で燃焼する結果、煤が発生し易くなる。そこで、このような煤の発生を確実に回避するべく、メイン噴射からアフター噴射までのインターバルを十分に長くすることが考えられる。しかしながら、当該インターバルが過度に長くなると、アフター噴射に基づく燃焼エネルギーのうち仕事として利用される割合が減少し、燃費性能が悪化してしまう。

上記のような煤の発生と燃費の悪化とが共に顕在化しないようにするには、アフター噴射の時期を、十分な空気（酸素）を利用できる期間の中でもできるだけ早い時期に設定することが望ましい。しかしながら、このような要求に応えられるアフター噴射の時期は、事前にメイン噴射により噴射された燃料の燃焼状態等により都度変化すると考えられる。そこで、メイン噴射に基づく燃焼を左右する状態量を把握し、その結果に基づいて適切なアフター噴射の時期を都度決定することが提案される。

しかしながら、上記特許文献１のディーゼルエンジンは、上記のような提案に応えられるものではなかった。すなわち、上記特許文献１では、圧力脈動による補正の余地はあるものの、基本的にはエンジンの運転条件ごとに予め定められた噴射パターンに基づいてメイン噴射からアフター噴射までのインターバルが決定される。言い換えると、実験的に予め定められた基本インターバルに沿ってアフター噴射の時期が決定される。このため、上記特許文献１では、時々刻々と変化するエンジンの状態に応じて最適なアフター噴射の時期を決定することは不可能であった。

本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、燃費性能を比較的良好に維持しつつ、アフター噴射により噴射された燃料の空気利用率を高めて煤の発生を十分に抑制することが可能なディーゼルエンジンの制御装置を提供することを目的とする。

前記課題を解決するためのものとして、本発明は、気筒と、気筒内に往復動可能に収容されたピストンと、ピストンの上方空間である燃焼室に軽油を含む燃料を噴射するインジェクタとを備えたディーゼルエンジンを制御する装置であって、前記ディーゼルエンジンの暖機が進行するほど高くなる所定の温度パラメータを検出する温度センサと、所定の運転領域での運転時に、圧縮行程から膨張行程にかけて設定された複数のタイミングで燃料が噴射されるように前記インジェクタを制御する噴射制御部を備え、前記ピストンは、その冠面に下方に窪んだキャビティを有するとともに、当該キャビティを規定する壁面として、径方向外側ほど高さが低くなるように形成された底部と、底部よりも径方向外側に形成されかつ気筒軸を含む断面視で径方向外側に凸となるように窪む湾曲した外周部と、外周部よりも上側に形成されかつ気筒軸を含む断面視で径方向内側に凸となるように突出する湾曲したリップ部とを有し、前記インジェクタは、前記燃焼室の天井部のうち前記キャビティの中央部と対向する位置から径方向外側に向けて斜め下方に燃料を噴射するように設けられ、前記噴射制御部は、前記所定の運転領域での運転時に、１燃焼サイクル中の燃料の総噴射量のうち最も多くの割合の燃料を噴射するとともに噴射した燃料を前記リップ部に指向させて当該燃料の少なくとも一部を前記リップ部から下方に方向転換させるメイン噴射と、メイン噴射よりも遅れた膨張行程中の所定時期に当該メイン噴射よりも少量の燃料を噴射するアフター噴射とを前記インジェクタに実行させ、前記メイン噴射の終了から前記アフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間は、前記温度センサにより検出された前記温度パラメータが高いほど短くされる、ことを特徴とするものである（請求項１）。

メイン噴射により噴射された燃料の噴霧は、キャビティのリップ部、外周部、底部の各壁面に沿って縦方向の渦を形成するように旋回し、インジェクタの噴射軸上の特定位置に戻ってくる。言い換えると、当該特定位置での酸素濃度は、メイン噴射による燃料噴霧の旋回流動によって大きく変動する。このため、アフター噴射により噴射された燃料の空気利用率を高めるには、当該アフター噴射による燃料噴霧が前記特定位置に到達する時期と、前記特定位置における酸素濃度が濃くなる時期（以下、酸素到来時期ともいう）とを概ね一致させる必要がある。一方で、本願発明者の研究により、酸素到来時期は、エンジンの暖機が進行するほど、言い換えると燃焼室内が高温になり易い条件であるほど短くなることが分かっている。この点を考慮した制御として、本発明では、メイン噴射の終了からアフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間が、エンジンの暖機の進行度合いに関連する所定の温度パラメータが高いほど短くなるように調整されるので、前記のような酸素到来時期の傾向に合わせた適切な時期（つまり前記特定位置での酸素濃度が濃くなる時期）にアフター噴射による燃料噴霧を前記特定位置に到達させることができ、当該燃料噴霧の空気利用率を高めることができる。これにより、仮に噴射インターバル時間を固定的に設定した場合と比較して、燃焼に伴う煤の発生を効果的に抑制することができる。

また、前記のように温度パラメータに応じて噴射インターバル時間が可変とされていれば、噴射インターバル時間が固定的である場合と比較して、条件次第でアフター噴射の噴射時期を早めることができ、エンジンの燃費性能を向上させることができる。例えば、噴射インターバル時間を温度パラメータに拠らず一定に設定した場合には、温度パラメータが高くても低くても煤の発生量が過大にならないように、燃焼室の温度が十分に低下するのを待ってから、つまりメイン噴射の終了から比較的長い時間が経過する（膨張行程がある程度進行する）のを待ってから、アフター噴射を開始させる必要がある。このことは、アフター噴射に基づく燃焼エネルギーのうち仕事として利用される割合を減少させ、燃費性能の悪化を招く。これに対し、本発明のように、温度パラメータに応じて噴射インターバル時間を可変とした場合には、前記のようにアフター噴射の開始時期を一律に遅らせる措置が不要になり、条件次第でアフター噴射の噴射時期を早めることができる。これにより、アフター噴射に基づく燃焼エネルギーが仕事に変換される割合を可及的に高めることができ、エンジンの燃費性能を向上させることができる。

ここで、前記温度パラメータが噴射インターバル時間に及ぼす影響は、前記温度パラメータが十分に高温になった高温域では無視し得るほど小さいことが分かっている。そこで、前記噴射制御部は、前記温度パラメータが予め定められた高温側閾値以上である場合に、前記温度パラメータにかかわらず前記噴射インターバル時間を一定に保持することが好ましい（請求項２）。

この構成によれば、噴射インターバル時間の決定にかかる処理負担を軽減しつつ、適切な噴射インターバル時間を設定して燃料の空気利用率を高めることができる。

逆に、前記高温側閾値未満の温度域では、噴射インターバル時間を温度に応じて可変的に設定することが必要になるが、この場合、前記温度パラメータが相対的に低いときの方が噴射インターバル時間に及ぼす影響が大きくなることが分かっている。そこで、前記噴射制御部は、前記温度パラメータが前記高温側閾値よりも低い低温側閾値未満となる第１温度条件が成立する場合、および、前記温度パラメータが前記低温側閾値以上かつ前記高温側閾値未満となる第２温度条件が成立する場合に、前記前記温度パラメータが高いほど前記噴射インターバル時間を短くし、前記温度パラメータに対する前記噴射インターバル時間の変化率は、前記第１温度条件の成立時の方が前記第２温度条件の成立時よりも大きくすることが好ましい（請求項３）。

この構成によれば、温度パラメータが酸素到来時期に実質的に影響する温度範囲において、温度の高低による酸素到来時期への影響度の相違を適切に反映した噴射インターバル時間を設定することができ、高い空気利用率が得られる適切な時期にアフター噴射を開始することができる。

好ましくは、前記インジェクタは、燃料の出口となる噴孔を有するとともに、当該噴孔の中心軸を延長した噴射軸と前記リップ部とが交差するタイミングで前記メイン噴射を実行し、前記噴射制御部は、前記メイン噴射の終了後、前記噴射軸上の特定位置に酸素含有率の高いクリーン空気流が巡ってくる時期である酸素到来時期を、前記温度パラメータを含む複数のパラメータに基づき算出し、算出した酸素到来時期に基づいて前記噴射インターバル時間を決定する（請求項４）。

本願発明者が得た知見によれば、酸素到来時期つまり噴射軸上の特定位置にクリーン空気流が巡ってくる時期は、前記温度パラメータを含む特定のパラメータ群によって変化する。前記構成によれば、当該知見を利用した所定の演算により酸素到来時期を適正に算出できるとともに、算出した酸素到来時期に合わせてアフター噴射による燃料噴霧が前記特定位置に到達するようにアフター噴射の開始時期を調整することにより、当該燃料噴霧の空気利用率を高めて煤の発生量を低減することができる。

以上説明したように、本発明のディーゼルエンジンの制御装置によれば、燃費性能を比較的良好に維持しつつ、アフター噴射により噴射された燃料の空気利用率を高めて煤の発生を十分に抑制することができる。

本発明の制御装置が適用されたディーゼルエンジンの好ましい実施形態を示す概略システム図である。 上記ディーゼルエンジンにおけるピストンの冠面の構造を示す図であり、（ａ）は斜視図、（ｂ）は断面斜視図である。 上記ディーゼルピストンの冠面に形成されたキャビティの詳細構造、および当該キャビティに噴射された燃料の噴霧の流れを説明するための断面図である。 上記ディーゼルエンジンの制御系統を示すブロック図である。 上記ディーゼルエンジンの拡散燃焼領域を示す運転マップである。 上記拡散燃焼領域内の特定の２つの運転ポイントにおいて採用される燃料の噴射パターンを示すタイムチャートであり、（ａ）は第１運転ポイントでの噴射パターンを、（ｂ）は第２運転ポイントでの噴射パターンを、それぞれ示している。 上記拡散燃焼領域において実行される燃料噴射制御の具体的手順を示すフローチャートである。 上記キャビティ内を流動する燃料噴霧の流れを模式的に示す図であり、（ａ）はメイン噴射の終了時における噴霧の状態を、（ｂ）および（ｃ）はメイン噴射終了後の時間経過に伴い変化した噴霧の状態をそれぞれ示している。 上記キャビティ内の特定位置（旋回基準点）における酸素濃度の時間変化を示すグラフである。 上記メイン噴射による燃料噴霧とその後のアフター噴射による燃料噴霧との位置関係を模式的に示す図である。 メイン噴射による燃料噴霧の旋回流動が各種パラメータにより変化することを示すグラフ群であり、（ａ）はメイン噴射量、噴射圧、および吸気圧と旋回速度との関係を、（ｂ）はメイン噴射量、噴射圧、吸気圧、およびエンジン回転数と旋回距離との関係を、（ｃ）はメイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温と噴霧長との関係をそれぞれ示している。 上記メイン噴射の終了から上記アフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間と、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温の各パラメータとの関係を示すグラフ群である。 エンジン水温の上昇により燃料の噴霧長が長くなったときの図１０相当図である。 エンジン水温と噴射インターバル時間との関係を詳細に表したグラフである。

＜エンジンの全体構成＞
図１は、本発明の制御装置が適用されたディーゼルエンジンの好ましい実施形態を示す概略システム図である。本図に示されるディーゼルエンジンは、走行用の動力源として車両に搭載される４サイクルのディーゼルエンジンである。ディーゼルエンジンは、軽油を主成分とする燃料の供給を受けて駆動されるエンジン本体１と、エンジン本体１に導入される吸気が流通する吸気通路３０と、エンジン本体１から排出される排気ガスが流通する排気通路４０と、排気通路４０を流通する排気ガスの一部を吸気通路３０に還流させるＥＧＲ装置４４と、排気通路４０を通過する排気ガスにより駆動されるターボ過給機３６とを備えている。

エンジン本体１は、図１の紙面に垂直な方向に並ぶ複数の気筒２（図１ではそのうちの一つのみを示す）を有する直列多気筒型のものである。エンジン本体１は、複数の気筒２を画成する複数の円筒状のシリンダライナを含むシリンダブロック３と、各気筒２の上部開口を塞ぐようにシリンダブロック３の上面に取り付けられたシリンダヘッド４と、各気筒２にそれぞれ往復摺動可能に収容された複数のピストン５とを有している。なお、各気筒２の構造は同一であるため、以下では基本的に１つの気筒２のみに着目して説明を進める。

ピストン５の上方には燃焼室６が形成されている。燃焼室６は、シリンダヘッド４の下面（燃焼室天井面６Ｕ；図３参照）と、気筒２の内周面（シリンダライナ）と、ピストン５の冠面５０とによって画成された空間である。燃焼室６には、後述するインジェクタ１５からの噴射によって上記燃料が供給される。供給された燃料と空気との混合気が燃焼室６で燃焼され、その燃焼による膨張力で押し下げられたピストン５が上下方向に往復運動する。

ピストン５の下方には、エンジン本体１の出力軸であるクランク軸７が設けられている。クランク軸７は、ピストン５とコネクティングロッド８を介して連結され、ピストン５の往復運動（上下運動）に応じて中心軸回りに回転する。

シリンダブロック３には、クランク角センサＳＮ１および水温センサＳＮ２が取り付けられている。クランク角センサＳＮ１は、クランク軸７の回転角度（クランク角）およびクランク軸７の回転数（エンジン回転数）を検出する。水温センサＳＮ２は、シリンダブロック３およびシリンダヘッド４の内部を流通する冷却水の温度（エンジン水温）を検出する。なお、この水温センサＳＮ２によって検出される冷却水の温度は、エンジンの暖機が進行するほど高くなるパラメータの１つであり、本発明における「温度パラメータ」の一例に該当する。

シリンダヘッド４には、燃焼室６と連通する吸気ポート９および排気ポート１０が形成されている。シリンダヘッド４の下面には、吸気ポート９の下流端である吸気側開口と、排気ポート１０の上流端である排気側開口とが形成されている。シリンダヘッド４には、吸気側開口を開閉する吸気弁１１と、排気側開口を開閉する排気弁１２とが組み付けられている。

シリンダヘッド４には、カムシャフトを含む吸気側動弁機構１３および排気側動弁機構１４が配設されている。吸気弁１１および排気弁１２は、これら動弁機構１３，１４により、クランク軸７の回転に連動して開閉駆動される。

シリンダヘッド４には、燃焼室６に燃料を噴射するインジェクタ１５が、各気筒２に対し１つずつ取り付けられている。インジェクタ１５は、燃焼室６の天井部に露出する先端部１５１（図３）を有しており、当該先端部１５１が気筒２の中心軸である気筒軸Ｘ上（またはその近傍）に位置するようにシリンダヘッド４に組み付けられている。インジェクタ１５は、ピストン５の冠面５０に形成された後述のキャビティ５Ｃ（図２、図３）に向けて燃料を噴射することが可能である。

インジェクタ１５の先端部１５１には、燃料の出口となる噴孔１５２（図３）が形成されている。なお、図３には一つの噴孔１５２のみが示されているが、実際には複数の噴孔１５２が先端部１５１の周方向に等ピッチで配列されている。各噴孔１５２の中心軸は、径方向外側ほど下方に位置するように傾斜している。このような噴孔１５２を通じて噴射される燃料は、インジェクタ１５の先端部１５１から径方向外側の斜め下方に向けて放射状に噴射される。

各気筒２のインジェクタ１５は、全気筒２に共通のコモンレール１８（蓄圧レール）に燃料供給管１７を介して接続されている。コモンレール１８内には、図外の燃料ポンプにより加圧された高圧の燃料が貯留されている。このコモンレール１８内で蓄圧された燃料が各気筒２のインジェクタ１５に供給されることにより、各インジェクタ１５から高い圧力（例えば１５０ＭＰａ〜２５０ＭＰａ程度）で燃料が燃焼室６内に噴射される。

インジェクタ１５には、その内部の燃料の圧力、言い換えるとインジェクタ１５から噴射される燃料の圧力である噴射圧を検出する噴射圧センサＳＮ５（図４）が設けられている。噴射圧センサＳＮ５は、複数の気筒２に対応する複数のインジェクタ１５にそれぞれ１つずつ設けられている。

図１には図示していないが、上記燃料ポンプとコモンレール１８とを接続する配管には、燃圧レギュレータ１６および燃温センサＳＮ６（ともに図４参照）が設けられている。燃圧レギュレータ１６は、コモンレール１８の圧力、つまりインジェクタ１５に供給される燃料の圧力（燃圧）を調整するものである。燃温センサＳＮ６は、インジェクタ１５に供給される燃料の温度（燃温）を検出するセンサである。

ターボ過給機３６は、吸気通路３０に配置されたコンプレッサ３７と、排気通路４０に配置されたタービン３８と、コンプレッサ３７とタービン３８とを連結するタービン軸３９とを有している。タービン３８は、排気通路４０を流れる排気ガスのエネルギーを受けて回転する。コンプレッサ３７は、タービン３８の回転に連動して回転することにより、吸気通路３０を流通する空気を圧縮（過給）する。

吸気通路３０は、吸気ポート９と連通するようにシリンダヘッド４の一側面に接続されている。吸気通路３０の上流端から取り込まれた空気（新気）は、吸気通路３０および吸気ポート９を通じて燃焼室６に導入される。吸気通路３０には、その上流側から順に、エアクリーナ３１、コンプレッサ３７、スロットル弁３２、インタークーラ３３、およびサージタンク３４が配置されている。

エアクリーナ３１は、吸気中の異物を除去して吸気を清浄化する。スロットル弁３２は、吸気通路３０における吸気の流量を調整可能な電動式のバタフライ弁である。コンプレッサ３７は、吸気を圧縮しつつ吸気通路３０の下流側へ送り出す羽根車である。インタークーラ３３は、ターボ過給機３６（コンプレッサ３７）により圧縮された吸気を冷却する熱交換器である。サージタンク３４は、複数の気筒２に吸気を均等に配分するための空間を提供するタンクであり、各気筒２の吸気ポート９に連なるインテークマニホールドの直上流に配置されている。

吸気通路３０には、エアフローセンサＳＮ３および吸気圧センサＳＮ４が配置されている。エアフローセンサＳＮ３は、エアクリーナ３１の下流側に配置され、当該部分を通過する吸気の流量を検出する。吸気圧センサＳＮ４は、サージタンク３４に配置され、当該サージタンク３４を通過する吸気の圧力を検出する。なお、サージタンク３４はターボ過給機３６のコンプレッサ３７の下流側に配置されているので、吸気圧センサＳＮ４により検出される吸気圧は、ターボ過給機３６（コンプレッサ３７）により過給された後の吸気圧、つまり過給圧である。

排気通路４０は、排気ポート１０と連通するようにシリンダヘッド４の他側面に接続されている。燃焼室６で生成された既燃ガス（排気ガス）は、排気ポート１０および排気通路４０を通して車両の外部に排出される。排気通路には、タービン３８および排気浄化装置４１がこの順に上流側から配置されている。

タービン３８は、排気ガスのエネルギーを受けて回転する羽根車であり、吸気通路３０内のコンプレッサ３７にタービン軸３９を介して回転力を付与する。排気浄化装置４１は、排気ガス中の有害成分を浄化する。

排気浄化装置４１は、排気ガス中のＣＯおよびＨＣを酸化して無害化する酸化触媒４２と、排気ガス中に含まれる粒子状物質を捕集するためのＤＰＦ（ディーゼル・パティキュレート・フィルタ）４３とを内蔵している。

ＥＧＲ装置４４は、排気通路４０と吸気通路３０とを接続するＥＧＲ通路４５と、ＥＧＲ通路４５に設けられた開閉可能なＥＧＲ弁４６とを備える。ＥＧＲ通路４５は、排気通路４０におけるタービン３８よりも上流側の部分と、吸気通路３０におけるインタークーラ３３とサージタンク３４との間の部分とを互いに接続している。ＥＧＲ弁４６は、ＥＧＲ通路４５を通じて排気通路４０から吸気通路３０に還流される排気ガス（ＥＧＲガス）の流量を調整する。

＜ピストンの詳細構造＞
続いて、ピストン５の構造、とりわけ冠面５０の構造について詳細に説明する。図２（ａ）は、ピストン５の上側部分（冠面５０の近傍部）を主に示す斜視図である。図２（ｂ）は、図２（ａ）に示すピストン５を気筒軸Ｘを含む鉛直面に沿って切断した断面斜視図である。図３は、ピストン５の冠面５０の一部を他の燃焼室形成面（気筒２の内周面および燃焼室天井面６Ｕ）と併せて示した拡大断面図である。

ピストン５は、燃焼室６の底面を規定する上述した冠面５０と、冠面５０の外周縁に連なる円筒状の側周面５６とを有している。

冠面５０には、その中央部を含む主要領域を下方（シリンダヘッド４と反対側）に窪ませたキャビティ５Ｃが形成されている。言い換えると、冠面５０は、キャビティ５Ｃを規定する壁面（後述する底部５１１、外周部５１２、リップ部５１３、棚部５２１、立上り部５２２）と、キャビティ５Ｃの径方向外側に形成された環状の平坦面からなるスキッシュ面５５とを有している。

キャビティ５Ｃは、いわゆるリエントラント型のキャビティである。特に、当実施形態のキャビティ５Ｃは、第１キャビティ部５１と第２キャビティ部５２とを含む上下２段式のリエントラント型キャビティである。第１キャビティ部５１は、冠面５０の径方向中心部を含む領域に形成された凹部であり、第２キャビティ部５２は、冠面５０における第１キャビティ部５１の上側に形成された環状の凹部である。

冠面５０は、第１キャビティ部５１を規定する壁面として、底部５１１と、外周部５１２と、リップ部５１３とを有している。

底部５１１は、第１キャビティ部５１の底面を規定する壁部である。底部５１１は、緩やかな山型を呈するように形成されており、インジェクタ１５の直下方にあたる径方向中心部（インジェクタ１５の先端部１５１と対向する位置）に頂部５１１ａを有している。すなわち、底部５１１は、頂部５１１ａから径方向外側に向けて徐々に高さが低くなるように形成されている。底部５１１の高さは、底部５１１と外周部５１２との境界である第１境界部Ｗ１において最も低くなるように設定されている。

外周部５１２は、底部５１１の径方向外側に連設された壁部であり、断面視で径方向外側に凸となるように窪んだ形状を有している。外周部５１２は、底部５１１と外周部５１２との境界である第１境界部Ｗ１から、外周部５１２とリップ部５１３との境界である第２境界部Ｗ２までの間を滑らかにつなぐように凹状に湾曲している。すなわち、外周部５１２は、第１境界部Ｗ１から径方向外側に向かって徐々に高さが高くなるように湾曲した第１部分と、当該第１部分の上端から第２境界部Ｗ２に向かって徐々に縮径するように湾曲した第２部分とを有している。言い換えると、外周部５１２は、これら第１・第２部分の境界である中間部Ｍ（図３）において最も径方向外側に窪むように形成されている。

リップ部５１３は、外周部５１２の上側に連設された壁部であり、断面視で径方向内側に凸となるように突出した形状を有している。リップ部５１３は、外周部５１２とリップ部５１３との境界である第２境界部Ｗ２から、リップ部５１３と後述する棚部５２１との境界（換言すれば第１キャビティ部５１と第２キャビティ部５２との境界）である第３境界部Ｗ３までの間を滑らかにつなぐように凸状（コブ状）に湾曲している。

冠面５０は、以上のような第１キャビティ部５１を規定する各壁面（底部５１１、外周部５１２、およびリップ部５１３）に加えて、第２キャビティ部５２を規定する壁面である棚部５２１および立上り部５２２を有している。

棚部５２１は、第２キャビティ部５２の底面を規定する壁部であり、第１キャビティ部５１のリップ部５１３の径方向外側に連設されている。棚部５２１は、リップ部５１３と棚部５２１との境界である第３境界部Ｗ３から、棚部５２１と立上り部５２２との境界である第４境界部Ｗ４にかけて、徐々に高さが低くなるように傾斜している。

立上り部５２２は、棚部５２１の径方向外側に連設された壁部であり、棚部５２１から上方に立ち上がる形状を有している。立上り部５２２は、棚部５２１と立上り部５２２との境界である第４境界部Ｗ４から、スキッシュ面５５の内周縁までの間を滑らかにつなぐように湾曲しており、径方向外側に向かって徐々に高さが高くなるように形成されている。

＜燃料噴霧の流れ＞
続いて、インジェクタ１５からピストン５のキャビティ５Ｃに噴射された燃料噴霧の流れについて、図３を用いて説明する。図３では、ピストン５が圧縮上死点もしくはその近傍に位置する状態でインジェクタ１５から燃料が噴射された直後における当該燃料の噴霧を符号ＦＳで表すとともに、この燃料噴霧ＦＳの主軸、言い換えるとインジェクタ１５の噴孔１５２の中心軸を延長した軸線である噴射軸を符号ＡＸで表している。また、燃料噴霧ＦＳがキャビティ５Ｃの壁面（リップ部５１３）に衝突した後の主な燃料噴霧の流れを符号Ｆ１１，Ｆ１２，Ｆ１３，Ｆ２１，Ｆ２２，Ｆ２３で表している。なお、当実施形態のようなディーゼルエンジンにおいて圧縮上死点付近で燃料が噴射されると、その燃料は噴射後わずかな時間をあけて燃焼し始める（拡散燃焼）。このため、燃料噴霧ＦＳは、基本的に、霧化された燃料に加えて燃焼ガスを含んだものとなる。ただし本明細書では、燃焼ガスを含む燃料噴霧と含まない燃料噴霧とを特に区別することなく単に燃料噴霧（もしくは噴霧）と称するものとする。

インジェクタ１５の噴孔１５２から噴射された燃料は、噴霧角θをもって拡散しつつ霧化し、噴射軸ＡＸに沿って飛翔する。ピストン５が圧縮上死点もしくはその近傍にあるとき、噴孔１５２から噴射された燃料（燃料噴霧ＦＳ）は、キャビティ５Ｃのリップ部５１３を指向する。言い換えると、インジェクタ１５は、圧縮上死点もしくはその近傍において噴射された燃料をリップ部５１３に指向させることが可能な噴孔１５２を有している。

リップ部５１３に向けて噴射された燃料噴霧ＦＳは、リップ部５１３に衝突し、その後、第１キャビティ部５１の方向（下方）へ向かう噴霧（矢印Ｆ１１）と、第２キャビティ部５２の方向（上方）へ向かう噴霧（矢印Ｆ２１）とに分離される。分離された噴霧は、各々第１・第２キャビティ部５１，５２に存在する空気と混合されながら、これらキャビティ部５１，５２の壁面形状に沿って流動する。

詳しくは、矢印Ｆ１１で示す噴霧は、リップ部５１３において下方に方向転換され、第１キャビティ部５１の外周部５１２に入り込む。外周部５１２に入り込んだ噴霧は、外周部５１２の湾曲形状に沿って下方から径方向内側へと流動方向を変化させ、その後、矢印Ｆ１２で示すように底部５１１の壁面形状に沿って流動する。底部５１１は径方向内側ほどせり上がるように形成されているので、矢印Ｆ１２で示される噴霧は上方に持ち上げられ、ついには矢印Ｆ１３で示すように径方向外側かつ上方に向かうように方向転換し、初期噴霧（噴孔１５２から出た直後の噴霧ＦＳ）の主軸である噴射軸ＡＸ上の位置まで戻るように流動する。このように、第１キャビティ部５１に入り込んだ噴霧は、第１キャビティ部５１内で縦方向の渦を形成するように旋回流動する。

一方、矢印Ｆ２１で示す噴霧は、リップ部５１３において上方に方向転換され、第２キャビティ部５２の棚部５２１に入り込む。棚部５２１に入り込んだ噴霧は、棚部５２１の傾きに沿って斜め下方へと流動し、その後、矢印Ｆ２２で示すように立上り部５２２の湾曲した壁面に沿って上方に持ち上げられ、最終的には燃焼室天井面６Ｕに沿って径方向内側へと流動する。

ここで、立上り部５２２の上端部には、リップ部５１３のような径方向内側に突出する形状部が設けられていない。このため、矢印Ｆ２２で示す噴霧の流動が過度に強化されることがなく、矢印Ｆ２２から分岐して径方向外側に向かうように流動する噴霧（矢印Ｆ２３）も生成される。とりわけ、燃焼後期では逆スッキシュ流（スキッシュ面５５に沿って径方向内側から外側へと向かう流れ）に牽引されることもあり、矢印Ｆ２３の流動が生じ易くなる。このことは、スキッシュ面５５の上側に存在する空気の利用を促進するので、煤の発生を抑制することにつながる。

上記のように第２キャビティ部５２に入り込んだ噴霧が矢印Ｆ２２，Ｆ２３で示す２方向に分岐することにより、当該噴霧は燃焼室６の上部における比較的広い範囲に分散する。このため、分岐後の各噴霧の流動はそれほど強くなく、特に径方向内側に方向転換した後の矢印Ｆ２２の流動は比較的弱いものとなる。このような事情から、矢印Ｆ２２で示す噴霧は、噴射軸ＡＸ上の位置に戻るような旋回流動を実質的に生成しない。この点、矢印Ｆ１１，Ｆ１２，Ｆ１３で示すような旋回流動を生成する第１キャビティ部５１内の噴霧とは異なる。

＜制御系統＞
図４は、上記ディーゼルエンジンの制御系統を示すブロック図である。本図に示されるＥＣＵ７０は、エンジンを統括的に制御するためのマイクロプロセッサであり、周知のＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等から構成されている。

ＥＣＵ７０には各種センサによる検出情報が入力される。例えば、ＥＣＵ７０は、上述したクランク角センサＳＮ１、水温センサＳＮ２、エアフローセンサＳＮ３、吸気圧センサＳＮ４、噴射圧センサＳＮ５、および燃温センサＳＮ６と電気的に接続されている。ＥＣＵ７０には、これら各センサＳＮ１〜ＳＮ６によって検出された情報、つまりクランク角、エンジン回転数、エンジン水温、吸入空気量、吸気圧、燃料噴射圧、および燃温等の情報が逐次入力される。

また、車両には、当該車両を運転するドライバーにより操作されるアクセルペダルの開度であるアクセル開度を検出するアクセル開度センサＳＮ７が設けられている。このアクセル開度センサＳＮ７による検出情報もＥＣＵ７０に逐次入力される。

ＥＣＵ７０は、上記各センサＳＮ１〜ＳＮ７から入力された情報等に基づいて種々の判定や演算を実行しつつエンジンの各部を制御する。すなわち、ＥＣＵ７０は、インジェクタ１５、燃圧レギュレータ１６、スロットル弁３２、およびＥＧＲ弁４６等と電気的に接続されており、上記判定および演算の結果等に基づいてこれらの機器にそれぞれ制御用の信号を出力する。

＜拡散燃焼領域での燃料噴射制御＞
次に、上記エンジンにおける代表的な燃料の噴射制御として、図５に示す拡散燃焼領域Ａ１での噴射制御について説明する。図５に示す拡散燃焼領域Ａ１は、インジェクタ１５から噴射された燃料の大半を拡散燃焼により燃焼させる運転領域であり、エンジンの極低負荷域、極高負荷域、および極高速域を除いた主要領域に設定されている。なお、拡散燃焼とは、周知のとおりディーゼルエンジンにおいて広く採用されている燃焼形態であり、インジェクタ１５から噴射された燃料を蒸発させつつ拡散作用により空気と混合し、燃焼可能となった部分（主に燃料噴霧と空気との境界付近）から混合気を自着火により燃焼させる形態のことである。

１燃焼サイクル中にインジェクタ１５から燃焼室６（気筒２）に供給すべき燃料の総量を総噴射量としたとき、図５の拡散燃焼領域Ａ１では、当該総噴射量のうち最も多くの割合の燃料を圧縮上死点もしくはその近傍に噴射する噴射パターンが採用される。図６は、拡散燃焼領域Ａ１内の代表的な２つの運転ポイントＣ１，Ｃ２で採用される噴射パターンを示すタイムチャートであり、その横軸はクランク角（ｄｅｇ）、縦軸はクランク角基準の燃料噴射率（ｍｍ^３／ｄｅｇ）である。運転ポイントＣ１，Ｃ２は、回転数が同一で負荷が異なる関係にある。以下では、負荷が低い方の運転ポイントＣ１を第１運転ポイント、負荷が高い方の運転ポイントＣ２を第２運転ポイントと称する。

図６（ａ）に示すように、第１運転ポイントＣ１では、３回のプレ噴射Ｊｐと、１回のメイン噴射Ｊｍと、１回のアフター噴射Ｊａとが実行される。メイン噴射Ｊｍは、圧縮行程と膨張行程との間の上死点（ＴＤＣ）である圧縮上死点またはその近傍において実行される燃料噴射であり、例えば図示のように圧縮上死点を跨ぐ所定期間に亘って実行される。このようなメイン噴射Ｊｍの噴射期間には、少なくとも、インジェクタ１５の噴射軸ＡＸと第１キャビティ部５１のリップ部５１３とが交差するタイミング（図３参照）が含まれる。プレ噴射Ｊｐは、メイン噴射Ｊｍよりも前の圧縮行程中に実行される燃料噴射である。アフター噴射Ｊａは、メイン噴射Ｊｍよりも後の膨張行程中に実行される燃料噴射である。メイン、プレ、アフターの各噴射のうち、メイン噴射Ｊｍでは、１燃焼サイクル中の総噴射量うち最も多くの割合の燃料が噴射される。

同様に、第２運転ポイントＣ２でも、図６（ｂ）に示すように、３回のプレ噴射Ｊｐと、１回のメイン噴射Ｊｍと、１回のアフター噴射Ｊａとが実行される。メイン噴射Ｊｍによる噴射量の割合が最も大きいことも第１運転ポイントＣ１のときと同様である。ただし、第２運転ポイントＣ２の方が第１運転ポイントＣ１よりも負荷（エンジンの要求トルク）が高いため、第２運転ポイントＣ２における総噴射量は、第１運転ポイントＣ１のときよりも増やす必要がある。図示の例では、この燃料の増分が主にメイン噴射Ｊｍに割り当てられる。すなわち、第２運転ポイントＣ２と第１運転ポイントＣ１とを比較した場合、第２運転ポイントＣ２でのメイン噴射Ｊｍの噴射量は、第１運転ポイントＣ１でのメイン噴射Ｊｍの噴射量よりも多くなる。

拡散燃焼領域Ａ１での燃料の噴射パターンは、基本的に、予め定められたマップデータを参照して決定される。具体的に、ＥＣＵ７０の記憶部には、プレ噴射Ｊｐの噴射量および噴射時期（あるいは噴射回数）と、メイン噴射Ｊｍの噴射量および噴射時期と、アフター噴射Ｊａの噴射量とを運転条件（負荷および回転数等）ごとに定めたマップデータが予め記憶されている。拡散燃焼領域Ａ１での運転時、ＥＣＵ７０は、当該マップデータを参照することにより、その時々の運転条件（運転ポイント）に適合した噴射パターンを決定し、決定した噴射パターンに従ってインジェクタ１５から燃料を噴射させる。

ただし、アフター噴射Ｊａの噴射時期については、マップデータを利用することなく演算により都度求められる。詳細は後述するが、アフター噴射Ｊａの噴射時期は、メイン噴射Ｊｍの終了からのアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間（図６のＴｉ）が空気利用率の観点から定まる望ましい時間となるように決定される。

また、ＥＣＵ７０の記憶部には、インジェクタ１５からの燃料の噴射圧の目標値である目標噴射圧をエンジンの運転条件（負荷および回転数等）ごとに予め定めたマップデータが記憶されており、実際の噴射圧が当該目標噴射圧に一致するように燃圧レギュレータ１６が制御される。目標噴射圧は、エンジン負荷が高く１燃焼サイクル中の総噴射量が多くなるほど高くなるように設定される。これは、単位時間あたりに噴射可能な燃料の量を増やすことにより、高負荷に見合った比較的多量の燃料を限られた時間内で噴射できるようにするためである。逆に言えば、エンジン負荷が低い（総噴射量が少ない）条件では目標噴射圧が低くされるので、燃料ポンプの負担を減らして燃費性能を高めることができる。

上記のような目標噴射圧の設定によれば、第１運転ポイントＣ１での目標噴射圧をＰ１、第２運転ポイントＣ２での目標噴射圧をＰ２としたとき、後者の方が前者よりも大きいという関係が成立する（Ｐ２＞Ｐ１）。このことと、上述した噴射量の関係とを合わせて考慮した場合、当実施形態では、第１運転ポイントＣ１と第２運転ポイントＣ２との比較において、次の表１の関係が成立することになる。

すなわち、第１運転ポイントＣ１とこれよりも負荷の高い第２運転ポイントＣ２での噴射パターンを比較した場合、燃料の総噴射量、メイン噴射Ｊｍの噴射量、および噴射圧は、いずれも第２運転ポイントの方が大きくなる。なお、プレ噴射Ｊｐおよびアフター噴射Ｊａの噴射量については特に表していないが、これら各噴射Ｊｐ，Ｊａの噴射量は同一の場合もあり得るし変化する場合もあり得る。

次に、図７のフローチャートに基づいて、拡散燃焼領域Ａ１での燃料噴射制御の手順について説明する。同フローチャートに示す制御がスタートすると、ＥＣＵ７０は、エンジンの現運転ポイントが図５に示した拡散燃焼領域Ａ１に含まれるか否かを判定する（ステップＳ１）。すなわち、ＥＣＵ７０は、クランク角センサＳＮ１により検出されるエンジン回転数と、アクセル開度センサＳＮ７の検出値（アクセル開度）等から特定されるエンジン負荷（要求トルク）とに基づいて、現時点のエンジンの運転ポイントが拡散燃焼領域Ａ１に含まれるか否かを判定する。

上記ステップＳ１でＹＥＳと判定されて現運転ポイントが拡散燃焼領域Ａ１に含まれることが確認された場合、ＥＣＵ７０は、次の１燃焼サイクル中にインジェクタ１５から噴射すべき燃料の総量である総噴射量と、当該総噴射量に相当する燃料を噴射する際の噴射パターンとを決定する（ステップＳ２）。例えば、総噴射量は、エンジン負荷が高いほど多くなるように決定され、噴射パターンは、ＥＣＵ７０の記憶部に予め記憶された上述したマップデータに基づき決定される。ここで決定される噴射パターンには、プレ噴射Ｊｐの噴射量および噴射時期（あるいは噴射回数）と、メイン噴射Ｊｍの噴射量および噴射時期と、アフター噴射Ｊａの噴射量とが含まれる。一方、アフター噴射Ｊａの噴射時期はここでは決定されず、後述するステップＳＳ６で算出される噴射インターバル時間に基づき決定される。

次いで、ＥＣＵ７０は、吸気弁１１の閉時期（ＩＶＣ）が到来したか否かを判定する（ステップＳ３）。すなわち、ＥＣＵ７０は、これから燃料を噴射しようとする対象の気筒２について、当該気筒２における吸気弁１１が閉弁したか否かを判定する。

上記ステップＳ３においてＹＥＳと判定されて吸気弁１１の閉時期が到来したことが確認された場合、ＥＣＵ７０は、燃料の噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温を各センサから取得する（ステップＳ４）。具体的に、ＥＣＵ７０は、対象とする気筒２のインジェクタ１５に備わる噴射圧センサＳＮ５の検出値から燃料の噴射圧を取得し、吸気圧センサＳＮ４の検出値から吸気圧を取得し、クランク角センサＳＮ１の検出値からエンジン回転数を取得し、水温センサＳＮ２の検出値からエンジン水温を取得し、燃温センサＳＮ６の検出値から燃温を取得する。

次いで、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ４で取得された各情報（噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、燃温）と、上記ステップＳ２で決定されたメイン噴射Ｊｍの噴射量とに基づいて、メイン噴射Ｊｍにより噴射された燃料噴霧の旋回周波数および初期位相を算出する（ステップＳ５）。ここで、旋回周波数とは、図３に示した矢印Ｆ１１，Ｆ１２，Ｆ１３のようにピストン５の第１キャビティ部５１を旋回流動する燃料噴霧の単位時間あたりの旋回回数のことであり、初期位相とは、当該燃料噴霧の旋回流動（図８参照）に伴い変動する酸素濃度を周期関数（図９参照）に見立てた場合における当該周期関数の初期位相のことである。

図８は、第１キャビティ部５１内を旋回流動するメイン噴射Ｊｍによる燃料噴霧の流れを模式的に示す図であり、（ａ）はメイン噴射Ｊｍの終了時における噴霧の状態を、（ｂ）および（ｃ）はメイン噴射Ｊｍの終了後の時間経過に伴い変化した噴霧の状態をそれぞれ示している。本図に示すように、圧縮上死点の近傍において（もしくは圧縮上死点を跨いだ所定期間にわたり）メイン噴射Ｊｍにより噴射された燃料の噴霧Ｆｍ（実際には燃焼ガスと霧化した燃料とが混在したもの）は、第１キャビティ部５１を構成するリップ部５１３、外周部５１２、底部５１１の各壁面に沿って縦方向の渦を形成するように旋回し、インジェクタ１５の噴射軸ＡＸ（噴孔１５２の中心軸の延長線）上の位置に戻ってくる。このような旋回流動により噴射軸ＡＸ上に戻ってきた燃料噴霧Ｆｍの主軸と噴射軸ＡＸとの交点を旋回基準点Ｚとすると、この旋回基準点Ｚにおける酸素濃度は、燃料噴霧Ｆｍの旋回流動の進行の程度に応じて変動する。

すなわち、メイン噴射Ｊｍの終了時である図８（ａ）の時点では、旋回基準点Ｚの上を燃料噴霧Ｆｍが通過しているところなので、旋回基準点Ｚの酸素濃度は非常に薄くなる。このような酸素濃度が薄い状態は、旋回基準点Ｚを燃料噴霧Ｆｍが通過し切る図８（ｂ）の時点まで継続する。ただしこの時点では、白抜きの矢印Ｅで示すように、燃料噴霧Ｆｍの後端に生じる負圧に吸い寄せられるように酸素含有率の高い空気の流れ（以下、これをクリーン空気流という）が生じており、このクリーン空気流Ｅが旋回基準点Ｚへの流入を開始する。これにより、図８（ｂ）の時点以降、旋回基準点Ｚの酸素濃度は徐々に上昇していく。その後、燃料噴霧Ｆｍの後端が旋回基準点Ｚから離れた図８（ｃ）の時点で、クリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚを通過する状態が得られ、この時点において旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も高くなる。なお、図８（ｂ）から（ｃ）までの間に酸素濃度が徐々に上昇するのは、クリーン空気流Ｅ上の酸素濃度は燃料噴霧Ｆｍから離れるほど（言い換えればクリーン空気流Ｅの流線方向の中心に近いほど）高くなるからである。

図９は、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の時間変化を示すグラフである。具体的に、本グラフでは、旋回基準点Ｚの酸素濃度を表すパラメータとして、旋回基準点Ｚでの局所的な空燃比を理論空燃比で割った値である局所λを採用し、この局所λの値を縦軸に取っている。局所λが大きいほど酸素濃度が高いことを表す。また、横軸のｔはメイン噴射Ｊｍの終了時からの時間変化（ｍｓｅｃ）である。

図９のグラフにおいて実線の波形で示すように、旋回基準点Ｚでの局所λは、メイン噴射Ｊｍの終了時（ｔ＝０）から時間が経過するほど大きくなり、最大値をとった後に再び低下するというように、周期的に変化する。具体的に、局所λは、メイン噴射Ｊｍが終了した時点（ｔ＝０）では非常に小さく（点Ｒａ）、その後の時点ｔ１以降に顕著に上昇し始める（点Ｒｂ）。さらに、局所λは、時点ｔ１よりも遅れた時点ｔ２で最大値をとり（点Ｒｃ）、その後は徐々に低下する。この場合において、ｔ＝０のときの点Ｒａは図８（ａ）の状態に対応し、ｔ＝ｔ１のときの点Ｒｂは図８（ｂ）の状態に対応し、ｔ＝ｔ２のときの点Ｒｃは図８（ｃ）の状態に対応している。

上記のように、旋回基準点Ｚでの局所λ（あるいは酸素濃度）は、第１キャビティ部５１内での燃料噴霧Ｆｍの旋回流動に伴い周期的に変動する。当該現象を前提として、図７のステップＳ５では、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動を所定の周期関数に見立て、その周波数（旋回周波数）および初期位相を所定の演算式を用いた演算により算出する。これら旋回周波数および初期位相の求め方については後で詳しく説明する。

次いで、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ５で算出された旋回周波数および初期位相に基づいて、メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉを決定する（ステップＳ６）。この噴射インターバル時間Ｔｉは、図１０に示すように、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度が最も高くなる時点で当該旋回基準点Ｚにアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａの先端が到達するような時間に設定される。以下では、旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も高くなる時期（図９の実線の波形の場合は時点ｔ２）のことを、酸素到来時期と称する。この酸素到来時期は、図８（ｃ）または図１０のようにクリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚを通過するときに対応している。このことを用いて噴射インターバル時間Ｔｉのことを言い換えると、噴射インターバル時間Ｔｉは、アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａの先端が旋回基準点Ｚに到達する時期が、クリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚに到達する時期に一致するような時間に設定される。

次いで、ＥＣＵ７０は、インジェクタ１５にプレ噴射Ｊｐおよびメイン噴射Ｊｍを実行させる（ステップＳ７）。なお、ここでのプレ噴射Ｊｐおよびメイン噴射Ｊｍは、上記ステップＳ２において所定のマップデータに基づき決定された噴射パターン（プレ・メインの各噴射の噴射量および噴射時期を定めた噴射パターン）に従って実行される。

次いで、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ７により実行されたメイン噴射Ｊｍの終了からの経過時間が、上記ステップＳ６で決定された噴射インターバル時間Ｔｉに達したか否かを判定する（ステップＳ８）。

上記ステップＳ８でＹＥＳと判定されてメイン噴射Ｊｍの終了から噴射インターバル時間Ｔｉが経過したことが確認された場合、ＥＣＵ７０は、その時点でインジェクタ１５にアフター噴射Ｊａを開始させる（ステップＳ９）。これにより、図１０に示すように、アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａの先端が噴射軸ＡＸ上の旋回基準点Ｚに到達する時期を、当該旋回基準点Ｚの酸素濃度が高くなる酸素到来時期と一致させることができる。このことは、アフター噴射Ｊａにより噴射された燃料が燃焼する際の空気利用率を高めることにつながる。なお、このステップＳ９でのアフター噴射Ｊａの噴射量としては、上記ステップＳ２で所定のマップデータに基づき決定された噴射量が採用される。

＜旋回周波数および初期位相の算出方法＞
次に、上記ステップＳ５において旋回周波数および初期位相を算出する方法について詳しく説明する。既述のとおり、旋回周波数および初期位相とは、メイン噴射Ｊｍによる燃料噴霧Ｆｍが第１キャビティ部５１内を旋回流動する現象を念頭に置いたものであり、当該旋回流動に伴い変動する旋回基準点Ｚでの酸素濃度の変動を周期関数に見立てた場合の周波数および初期位相のことである。酸素濃度の変動を表す周期関数をｘ（ｔ）とすると、このｘ（ｔ）は、模式的に下記の式（１）により定義される。

［数１］
ｘ（ｔ）＝ｃｏｓ（２πｆｔ−φ） ‥‥（１）
ここに、ｆは旋回周波数、φは初期位相である。

さらに、図８（ａ）に示すように、燃料噴霧Ｆｍの長さを噴霧長Ｌとし、燃料噴霧Ｆｍが流動（旋回）する速度を旋回速度Ｖとする。また、図８（ｂ）に示すように、旋回基準点Ｚから破線の経路を辿って旋回基準点Ｚに戻るまでの移動距離（破線の経路の距離）を旋回距離Ｄとする。旋回周波数ｆおよび初期位相φは、それぞれ噴霧長Ｌ、旋回速度Ｖ、および旋回距離Ｄを用いて下記の式（２）により表すことができる。

［数２］
ｆ＝Ｖ／Ｄ
φ＝２π×Ｌ／Ｄ ‥‥（２）
つまり、旋回周波数ｆは旋回速度Ｖを旋回距離Ｄで割った値に等しく、初期位相φは噴霧長Ｌを旋回距離Ｄで割った値の定数倍に等しい。

上記式（２）より、旋回周波数ｆと初期位相φを求めるには、旋回速度Ｖと、旋回距離Ｄと、噴霧長Ｌとを知る必要がある。本願発明者による知見によれば、これらの値（Ｖ，Ｄ，Ｌ）は、下記の式（３）のように、メイン噴射量（メイン噴射Ｊｍの噴射量）、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温の中から選ばれる複数のパラメータの関数によって表すことができる。

［数３］
Ｖ＝Ｆ１（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧）
Ｄ＝Ｆ２（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、回転数）
Ｌ＝Ｆ３（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、回転数、水温、燃温） ‥‥（３）
つまり、旋回速度Ｖは、メイン噴射量、噴射圧、および吸気圧をパラメータ（変数）とする関数であり、旋回距離Ｄは、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、およびエンジン回転数をパラメータとする関数であり、噴霧長Ｌは、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温をパラメータとする関数である。

図１１は、上記式（３）の関数の概要を説明するためのグラフ群であり、（ａ）は旋回速度Ｖと各パラメータとの関係を、（ｂ）は旋回距離Ｄと各パラメータとの関係を、（ｃ）は噴霧長Ｌと各パラメータとの関係を、それぞれ示している。

旋回速度Ｖは、図１１（ａ）に示すように、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど速くなり、燃料の噴射圧が高いほど速くなり、吸気圧が高いほど遅くなる。旋回距離Ｄは、図１１（ｂ）に示すように、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど長くなり、燃料の噴射圧が高いほど長くなり、吸気圧が高いほど短くなり、エンジン回転数が高いほど長くなる。噴霧長Ｌは、図１１（ｃ）に示すように、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど長くなり、燃料の噴射圧が高いほど長くなり、吸気圧が高いほど短くなり、エンジン回転数が高いほど短くなり、エンジン水温が高いほど長くなり、燃温が高いほど長くなる。なお、図１１（ａ）（ｂ）（ｃ）の各グラフは、横軸に示すパラメータが単独で変化した場合（それ以外のパラメータが一定である場合）に得られるＶ，Ｄ，Ｌの変化を示しているものとする。また、各グラフはいずれも単純な正比例または反比例の関係を表した直線的なグラフとなっているが、あくまで模式的なものであり、必ずしも直線的なグラフになるわけではない。

上記ステップＳ５では、以上のような知見を利用した所定の演算により、旋回周波数ｆおよび初期位相φが算出される。すなわち、上記ステップＳ５において、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ４で取得された噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温の各情報と、上記ステップＳ２で決定されたメイン噴射Ｊｍの噴射量とを、予め記憶している上記式（３）（もしくは図１１）に対応する演算式に代入することにより、旋回速度Ｖ、旋回距離Ｄ、および噴霧長Ｌを算出する。そして、算出したこれらの値（Ｖ，Ｄ，Ｌ）を、予め記憶している上記式（２）に対応する演算式に代入することにより、旋回周波数ｆ（＝Ｖ／Ｄ）および初期位相φ（＝２π×Ｌ／Ｄ）を算出する。

＜噴射インターバル時間の算出方法＞
次に、上記ステップＳ６において噴射インターバル時間Ｔｉを算出する方法について詳しく説明する。既述のとおり、噴射インターバル時間Ｔｉを求めるには、図８に示したクリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚに到来する時期（旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も濃くなる時期）である酸素到来時期を特定する必要がある。この酸素到来時期は、上記式（１）で示した周期関数ｘ（ｔ）が最大値（＝１）になる時期に相当する。この場合において、ｘ（ｔ）は余弦関数であるから、ｘ（ｔ）＝１となるのは、上記式（１）における（２πｆｔ−φ）の項が０，２π，４π‥‥のいずれかとなるときである。したがって、酸素到来時期は、下記の式（４）で表すことができる。

［数４］
ｔ＝（φ＋ｎπ）／２πｆ （ｎ＝０，２，４‥‥） ‥‥（４）
つまり、酸素到来時期は、メイン噴射Ｊｍの終了からの経過時間であるｔが上記式（４）の関係を満たすときであり、旋回周波数ｆと初期位相φのみを変数とした関数で表すことができる。

上記式（４）より、酸素到来時期は、旋回周波数ｆが大きいほど早くなり、初期位相φが大きいほど遅くなる。

ここで、上記式（４）による酸素到来時期は、計算上、ｎの変化（０，２，４‥‥）に対応して周期的に（繰り返し）出現する。一方で、燃費性能の面からは、アフター噴射Ｊａの時期は可能な範囲で早くすることが好ましい。すなわち、上記式（４）においてｎ＝０とした場合のｔ、つまり周期的に出現する酸素到来時期のうち最初に出現する酸素到来時期（ｔ＝φ／２πｆ）を特定し、これに基づいてアフター噴射Ｊａの開始時期を決定することが好ましい。

上記ステップＳ６では、以上のような知見を利用した所定の演算により、噴射インターバル時間Ｔｉが算出される。すなわち、上記ステップＳ６において、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ５で算出された旋回周波数ｆおよび初期位相φを、予め記憶している上記式（４）に対応する演算式に代入することにより、酸素到来時期を算出する。このとき、上記式（４）中のｎは原則として０とされ、ｔ＝φ／２πｆが酸素到来時期として算出される。この酸素到来時期（φ／２πｆ）は、メイン噴射Ｊｍの終了後における旋回基準点Ｚの酸素濃度が最初に最大値をとる時期であり、図９の実線の波形における時点ｔ２に相当する。

上記のように、酸素到来時期（φ／２πｆ）は旋回周波数ｆおよび初期位相φによって定まるが、これら旋回周波数ｆ（＝Ｖ／Ｄ）および初期位相φ（＝２π×Ｌ／Ｄ）は、図１１または上記式（３）に示した各パラメータ（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温）によって変動する。言い換えると、酸素到来時期は、上記各パラメータの影響を受けて遅くなったり早くなったりする。この現象を表す一例として、図９には、エンジン水温が高くなったときの局所λの変化を２点鎖線の波形で示している。本図に示すように、酸素到来時期は、エンジン水温の上昇に応じて、実線の波形上の点Ｒｃに対応する時期（ｔ２）から、二点鎖線の波形上の点Ｒｃ’に対応する時期（ｔ２’）へと変化する。すなわち、エンジン水温が高いときの酸素到来時期であるｔ２’は、吸気圧が低いときの酸素到来時期であるｔ２よりも遅くなる。

上記のようにエンジン水温の変動が酸素到来時期に影響を及ぼすのは、図１１（ｃ）に示すように、エンジン水温が高いほど燃料噴霧の長さ（噴霧長Ｌ）が長くなることが主な原因である。噴霧長Ｌが長くなると、その分、図８または図１０に示したクリーン空気流Ｅの長さ（主流に沿った方向の長さ）が短くなるので、当該クリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚを通過するタイミングが早まる、という理由である。

上記の事情を説明するための説明図として、エンジン水温の上昇が原因で噴霧長Ｌが長くなった場合の図１０相当図である図１３を提示する。この図１３と先の図１０との対比から理解されるように、噴霧長Ｌが長くなると、メイン噴射Ｊｍによる燃料噴霧Ｆｍが旋回軌跡上を占める割合が増える一方で、クリーン空気流Ｅが占める割合が減少する。このことは、クリーン空気流Ｅが旋回基準点Ｚ上に存在している期間、つまりクリーン空気流Ｅの先端部が旋回基準点Ｚを通過してから同空気流Ｅの後端部が旋回基準点Ｚを通過するまでの期間を短縮させる。図９において、局所λが顕著に上昇する期間が高温時に短くなっているのはこのためである。例えば、図９では、局所λがその最小値／最大値の中央値（ラインＨ参照）よりも大きくなる期間が、エンジン水温が高いときの局所λの波形（二点鎖線の波形）において相対的に短くなっているが、当該短縮は、上述したクリーン空気流Ｅの短小化がもたらしたものである。このように、局所λが顕著に大きくなる期間が短縮されると、これに伴って局所λが最大値をとる時期が早まり、結果として上述した酸素到来時期の早期化（例えばｔ２からｔ２’への変化）がもたらされることになる。

ＥＣＵ７０は、上記のようにして算出した酸素到来時期（例えば図９の時点ｔ２）における旋回基準点Ｚにアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが到達するように、噴射インターバル時間Ｔｉを決定する。ここで、酸素到来時期における旋回基準点Ｚに燃料噴霧Ｆａを到達させるには、当該酸素到来時期よりも少し手前でアフター噴射Ｊａを開始させる必要がある。すなわち、アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが噴孔１５２から旋回基準点Ｚまで移動するのに要する時間、つまりアフター噴射Ｊａが開始されてから噴霧Ｆａの先端が旋回基準点Ｚに到達するまでの所要時間を噴霧到達所要時間とすると、上記酸素到来時期に対し当該噴霧到達所要時間だけ早めた時期を、アフター噴射Ｊａの開始時期として設定する必要がある。そこで、ＥＣＵ７０は、上記のようにして算出された酸素到来時期、言い換えるとメイン噴射Ｊｍが終了してから旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も濃くなるまでの所要時間（図９の実線の波形の場合はｔ２（ｍｓｅｃ））から、上記噴霧到達所要時間を差し引いた値を、噴射インターバル時間Ｔｉとして算出する。なお、噴霧到達所要時間（アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが噴孔１５２から旋回基準点Ｚまで移動するのに要する時間）は、都度演算により求めることも可能であるが、予め定められた固定値を用いてもよい。これは、噴霧到達所要時間は比較的短い時間であり、しかも条件の相違による変動も小さいと考えられるからである。

図１２は、以上のようにして算出される噴射インターバル時間Ｔｉと、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温の各パラメータとの関係を示したグラフ群である。本図に示すように、噴射インターバル時間Ｔｉは、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど短くなり、燃料の噴射圧が高いほど短くなり、吸気圧が高いほど長くなり、エンジン回転数が高いほど短くなり、エンジン水温が高いほど短くなり、燃温が高いほど短くなる。なお、図１２に示す各グラフは、横軸に示すパラメータが単独で変化した場合（それ以外のパラメータが一定である場合）に得られる噴射インターバル時間Ｔｉの変化を示しているものとする。また、各グラフはいずれも単純な正比例または反比例の関係を表した直線的なグラフとなっているが、あくまで模式的なものであり、必ずしも直線的なグラフになるわけではない。

＜噴射インターバル時間の設定例＞
次に、以上のような制御もしくは演算の結果として得られる噴射インターバル時間Ｔｉの設定例について説明する。

（定常運転時の噴射インターバル時間）
まず、定常運転時に設定される噴射インターバル時間Ｔｉの具体例について説明する。図６（ａ）（ｂ）に示したように、当実施形態では、拡散燃焼領域Ａ１（図５）における代表的な２つの運転ポイント（第１運転ポイントＣ１および第２運転ポイントＣ２）において、いずれも、３回のプレ噴射Ｊｐと、１回のメイン噴射Ｊｍと、１回のアフター噴射Ｊａとが実行される。この場合に、メイン噴射Ｊｍの噴射量および燃料の噴射圧は、負荷の高い第２運転ポイントＣ２のときの方が、負荷の低い第１運転ポイントＣ１のときよりも大きくなる（先に示した表１等参照）。その結果、図６（ａ）（ｂ）に示すように、負荷の高い第２運転ポイントＣ２での噴射インターバル時間Ｔｉが、負荷の低い第１運転ポイントＣ１での噴射インターバル時間Ｔｉよりも短くされる。

すなわち、第１運転ポイントＣ１でエンジンが定常運転されているときと、第２運転ポイントＣ２でエンジンが定常運転されているときとを比較すると、図１２のグラフ群に示した６つのパラメータ（メイン噴射Ｊｍの噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温）のうち、「メイン噴射量」、「噴射圧」、および「吸気圧」の３つだけが異なり、残りのパラメータ（エンジン回転数、エンジン水温、燃温）はいずれも同一である。ここで、図１２の噴射圧のグラフによれば、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど噴射インターバル時間Ｔｉは短くなり、燃料の噴射圧が高いほど噴射インターバル時間Ｔｉは短くなり、吸気圧が高いほど噴射インターバル時間Ｔｉは長くなる。言い換えると、メイン噴射Ｊｍの噴射量および噴射圧と、吸気圧とは、噴射インターバル時間Ｔｉに及ぼす影響が逆となる。しかしながら、噴射量および噴射圧の２つがともに増大することで生じる噴射インターバル時間Ｔｉへのマイナスの影響の方が、吸気圧が増大することで生じる噴射インターバル時間Ｔｉへのプラスの影響よりも大きいため、結果として図６（ａ）（ｂ）に示すように、負荷の高い第２運転ポイントＣ２での噴射インターバル時間Ｔｉが、負荷の低い第１運転ポイントＣ１での噴射インターバル時間Ｔｉよりも短くされている。なお、図６（ａ）（ｂ）では横軸がクランク角であって時間ではないが、第１・第２運転ポイントＣ１，Ｃ２のいずれでもエンジン回転数は同一なので、横軸方向の長短はそのまま時間の長短とみなすことができる。

（暖機の進行度合いに応じた噴射インターバル時間の変化）
次に、エンジンの暖機の進行度合いによって変化する噴射インターバル時間Ｔｉについて説明する。図１４は、ある特定の運転ポイント（例えば図５に示した第１運転ポイントＣ１または第２運転ポイントＣ２）にてエンジンが定常運転されているときの噴射インターバル時間Ｔｉとエンジン水温との関係を示すグラフである。同一運転ポイントでの定常運転が前提であるため、エンジン水温以外のパラメータ（噴射量、噴射圧、吸気圧等）は同一である。なお、エンジン水温のみが変化した場合に当該エンジン水温が噴射インターバル時間Ｔｉに及ぼす影響については既に図１２にも示したが、図１２はあくまで計算上の結果を概略的に示したものであって、図１４を簡略化したグラフとして理解されるべきものである。言い換えると、エンジン水温に応じた噴射インターバル時間Ｔｉの変化の傾向としてより正確な傾向を表しているのは図１４のグラフである。

図１４に示すように、エンジン水温のみが異なる条件どうしの比較では、基本的にエンジン水温が高いほど噴射インターバル時間Ｔｉが短くされる。ただし、エンジン水温が第２温度Ｑ２以上の高温域では、エンジン水温が変化しても噴射インターバル時間Ｔｉは変化せず、一定の値Ｔｉ０に保持される。言い換えると、噴射インターバル時間Ｔｉは、Ｔｉ０を下限（最低値）としつつこれよりも大きい範囲でエンジン水温に応じ可変的に設定される。なお、既に述べた演算方法（上記ステップＳ６）を忠実に用いて噴射インターバル時間Ｔｉを算出した場合、噴射インターバル時間Ｔｉは本来、第２温度Ｑ２以上の高温域であってもエンジン水温に応じてごくわずかな変化率で変化する。ただし、本願発明者の研究によれば、第２温度Ｑ２以上の高温域では、エンジン水温に対する噴射インターバル時間Ｔｉの変化率は無視し得るほど小さい。そこで、当実施形態では、第２温度Ｑ２以上の高温域においては、上記ステップＳ６の演算処理においてエンジン水温を演算因子から除外し、それによって図１４に示した結果（第２温度Ｑ２以上で噴射インターバル時間Ｔｉが一定になる結果）が得られるようにしている。

逆に、第２温度Ｑ２未満の温度域では、噴射インターバル時間Ｔｉは上述した最低値Ｔｉ０以上の範囲においてエンジン水温により変化するが、その変化率は温度域によって異なる。例えば、第２温度Ｑ２よりも低い第１温度Ｑ１を境に、第１温度Ｑ１未満の温度域を低温域、第１温度Ｑ１以上かつ第２温度Ｑ２未満の温度域を常温域とした場合、エンジン水温に対する噴射インターバル時間Ｔｉの変化率（言い換えれば図１４のグラフの傾き）は、低温域の方が常温域よりも大きくなる。言い換えると、噴射インターバル時間Ｔｉは、第１温度Ｑ１以上かつ第２温度Ｑ２未満の常温域において相対的に小さい変化率で変化し、かつ第１温度Ｑ１未満の低温域において相対的に大きい変化率で変化するように決定される。これは、上記ステップＳ６で用いられる演算式（上記式（１）〜（４）に基づく演算式）から生じる結果である。

なお、上述した図１４の設定例において、第１温度Ｑ１は例えば７０℃程度とすることができ、第２温度Ｑ２は例えば９０℃程度とすることができる。第１温度Ｑ１は本発明における「低温側閾値」に相当し、第２温度Ｑ２は本発明における「高温側閾値」に相当する。また、エンジン水温が第１温度Ｑ１未満であることは本発明において「第１温度条件」が成立したことに相当し、エンジン水温が第１温度Ｑ１以上かつ第２温度Ｑ２未満であることは本発明において「第２温度条件」が成立したことに相当する。

＜作用効果＞
以上説明したとおり、当実施形態では、リエントラント型のキャビティ５Ｃが冠面５０に形成されたピストン５を含むディーゼルエンジンの拡散燃焼領域Ａ１での運転時に、１燃焼サイクル中の燃料の総噴射量のうち最も多くの割合の燃料を第１キャビティ部５１内に噴射するメイン噴射Ｊｍと、メイン噴射Ｊｍよりも遅れた膨張行程中の所定時期に当該メイン噴射Ｊｍよりも少量の燃料を噴射するアフター噴射Ｊａとが実行されるようにインジェクタ１５が制御されるとともに、メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉが、エンジン水温が高いほど短くされる。このような構成によれば、燃費性能を比較的良好に維持しつつ、アフター噴射Ｊａにより噴射された燃料の空気利用率を高めて煤の発生を十分に抑制することができる。

すなわち、メイン噴射Ｊｍにより噴射された燃料の噴霧Ｆｍは、図８に示すように、第１キャビティ部５１のリップ部５１３、外周部５１２、底部５１１の各壁面に沿って縦方向の渦を形成するように旋回し、インジェクタ１５の噴射軸ＡＸ（噴孔１５２の中心軸の延長線）上の旋回基準点Ｚに戻ってくる。この旋回基準点Ｚにおける酸素濃度が濃くなる酸素到来時期は、噴霧Ｆｍの後端を追いかけるように発生するクリーン空気流Ｅ（酸素含有率の高い空気流）が旋回基準点Ｚを通過する時期であり、この酸素到来時期に合わせてアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａを旋回基準点Ｚに到達させることができれば、アフター噴射Ｊａにより噴射された燃料の空気利用率を高めることができる（図１０参照）。一方で、本願発明者の研究により、酸素到来時期は、図９に示すように、エンジン水温が高いほど早くなることが分かっている。この点を考慮した制御として、当実施形態では、メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉがエンジン水温が高いほど短くなるように調整されるので、上記のような酸素到来時期の傾向に合わせた適切な時期（つまり旋回基準点Ｚでの酸素濃度が濃くなる時期）にアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａを旋回基準点Ｚに到達させることができ、当該燃料噴霧Ｆａの空気利用率を高めることができる。これにより、仮に噴射インターバル時間Ｔｉを固定的に設定した場合と比較して、燃焼に伴う煤の発生を効果的に抑制することができる。

また、上記のようにエンジン水温に応じて噴射インターバル時間Ｔｉが可変とされていれば、噴射インターバル時間Ｔｉが固定的である場合と比較して、条件次第でアフター噴射Ｊａの噴射時期を早めることができ、エンジンの燃費性能を向上させることができる。例えば、噴射インターバル時間Ｔｉをエンジン水温に拠らず一定に設定した場合には、エンジン水温が高くても低くても煤の発生量が過大にならないように、燃焼室６の温度が十分に低下するのを待ってから、つまりメイン噴射Ｊｍの終了から比較的長い時間が経過する（膨張行程がある程度進行する）のを待ってから、アフター噴射Ｊａを開始させる必要がある。このことは、アフター噴射Ｊａに基づく燃焼エネルギーのうち仕事として利用される割合を減少させ、燃費性能の悪化を招く。これに対し、上記実施形態のように、エンジン水温に応じて噴射インターバル時間Ｔｉを可変とした場合には、上記のようにアフター噴射Ｊａの開始時期を一律に遅らせる措置が不要になり、条件次第でアフター噴射Ｊａの噴射時期を早めることができる。これにより、アフター噴射Ｊａに基づく燃焼エネルギーが仕事に変換される割合を可及的に高めることができ、エンジンの燃費性能を向上させることができる。

より具体的に、上記実施形態では、エンジン水温が第１温度Ｑ１未満の低温域にあるとき、および、エンジン水温が第１温度Ｑ１以上かつ第２温度Ｑ２未満の常温域にあるときにおいて、噴射インターバル時間Ｔｉがエンジン水温に応じて可変的に設定される一方、エンジン水温が第２温度Ｑ２以上の高温域にあるときには、噴射インターバル時間Ｔｉが固定的に設定される。このような構成によれば、エンジン水温が酸素到来時期に及ぼす影響を適切に考慮した噴射インターバル時間Ｔｉを設定することができ、アフター噴射Ｊａにより噴射された燃料の空気利用率を高めることができる。

例えば、エンジン水温が噴射インターバル時間Ｔｉに及ぼす影響は、第２温度Ｑ２以上の高温域において無視し得るほど小さいことが分かっている。これに対し、エンジン水温が第２温度Ｑ２以上（高温域）の場合に噴射インターバル時間Ｔｉが一定値Ｔｉ０に保持される上記実施形態によれば、噴射インターバル時間Ｔｉの決定にかかる処理負担を軽減しつつ、適切な噴射インターバル時間Ｔｉを設定して燃料の空気利用率を高めることができる。

一方、第２温度未満の温度域では、エンジン水温がより低いときの方が噴射インターバル時間Ｔｉに及ぼす影響が大きくなることが分かっている。この傾向に合わせた噴射インターバル時間Ｔｉの設定方法として、上記実施形態では、エンジン水温が第２温度Ｑ２よりも低い第１温度Ｑ１未満であるとき（低温域にあるとき）の方が、エンジン水温が第１温度Ｑ１以上かつ第２温度Ｑ２未満であるとき（常温域にあるとき）よりも、エンジン水温に対する噴射インターバル時間Ｔｉの変化率が大きくされる。この構成によれば、エンジン水温が酸素到来時期に実質的に影響する温度範囲において、温度の高低による酸素到来時期への影響度の相違を適切に反映した噴射インターバル時間Ｔｉを設定することができ、高い空気利用率が得られる適切な時期にアフター噴射Ｊａを開始することができる。

また、上記実施形態では、吸気圧およびエンジン水温以外の種々のパラメータも考慮の上で噴射インターバル時間Ｔｉが調整される。具体的に、噴射インターバル時間Ｔｉは、メイン噴射Ｊｍの噴射量、燃料の噴射圧、エンジン回転数、および燃温のいずれかが高いほど短くなるように調整され、かつ吸気圧が高いほど短くなるように調整される（図１２参照）。このような構成によれば、酸素到来時期を変動させる種々のパラメータを考慮した適切な噴射インターバル時間Ｔｉを設定することができ、高い空気利用率が得られる適切な時期にアフター噴射Ｊａを開始することができる。

＜変形例＞
上記実施形態では、水温センサＳＮ２により検出されるエンジンの冷却水の温度（エンジン水温）に基づいて噴射インターバル時間Ｔｉを決定したが、噴射インターバル時間Ｔｉを決定するための温度パラメータは、エンジンの暖機の進行度合いを表す温度、つまりエンジンの暖機が進行するほど高くなる温度であればよく、エンジン冷却水に限られない。例えば、エンジン本体１の内部で潤滑油等として用いられるオイルの温度を上記温度パラメータとして用いてもよい。

上記実施形態では、第１キャビティ部５１と第２キャビティ部５２とを含む上下２段式のキャビティ５Ｃが冠面５０に形成されたピストン５を備えたディーゼルエンジンに本発明を適用した例について説明したが、本発明が適用可能なディーゼルエンジンは、２段式ではなく１段式のキャビティが形成されたピストンを備えたものであってもよい。すなわち、上記実施形態のピストン５のキャビティ５Ｃのうち、山型の底部５１１と、径方向外側に凸となるように窪んだ外周部５１２と、径方向内側に凸となるように突出したリップ部５１３とを有する第１キャビティ部５１に相当するリエントラント型のキャビティが少なくとも形成されたピストンである限り、種々の形状のピストンを備えたディーゼルエンジンに本発明を適用することが可能である。

上記実施形態では、複数の気筒２に１つずつ備わる複数のインジェクタ１５にそれぞれ噴射圧センサＳＮ５を設け、いずれかの気筒２においてインジェクタ１５から燃料を噴射させる際には、その気筒２用のインジェクタ１５に備わる噴射圧センサＳＮ５によりＩＶＣ時点（吸気弁の閉時期）で検出された噴射圧に基づいて噴射インターバル時間Ｔｉを決定するようにしたが、噴射インターバル時間Ｔｉを決定する方法はこれに限られない。例えば、複数のインジェクタ１５と燃料供給管１７を介して接続されたコモンレール１８に噴射圧センサを設け、この噴射圧センサにより検出された噴射圧に基づいて噴射インターバル時間Ｔｉを決定してもよい。また、ある気筒２において噴射インターバル時間Ｔｉを決定するために使用される噴射圧は、当該気筒２用のインジェクタ１５が燃料を噴射する前でかつ当該気筒２よりも燃焼順序が１つ前の気筒２での燃焼が終了した後であればよく、ＩＶＣ時点に限られない。

上記実施形態では、クリーン空気流Ｅの中間部が噴射軸ＡＸ上の旋回基準点Ｚを通過する時期、つまり旋回基準点Ｚにおける酸素濃度が最も濃くなる時期を酸素到来時期（例えば図９の実線の波形の場合の時点ｔ２）として特定し、この酸素到来時期に合わせてアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが旋回基準点Ｚに到達するように噴射インターバル時間Ｔｉを調整するようにしたが、酸素到来時期は、クリーン空気流Ｅの前端および後端を除いた主要部分のいずれかが旋回基準点Ｚを通過する時期（旋回基準点Ｚ上に燃料噴霧Ｆｍが存在する期間を明確に避けた時期）であればよく、酸素濃度が最も濃くなる時期に限定する必要はない。特に、エンジン水温が十分に低い冷間運転時は、アフター噴射Ｊａに基づく燃焼の安定性が低下し易いので、当該燃焼安定性を確保する観点からアフター噴射Ｊａの開始時期を可能な範囲で早めることが求められる可能性がある。このような場合には、酸素濃度が最も濃くなる時期よりも少し早いタイミングでアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが旋回基準点Ｚに到達するように噴射インターバル時間Ｔｉを調整するとよい。

上記実施形態では、メイン噴射Ｊｍの回数を１回として、圧縮上死点を含む所定期間に亘り燃料が継続的に噴射される態様でメイン噴射Ｊｍを実行するようにしたが、メイン噴射Ｊｍは、キャビティ５Ｃのリップ部５１３に燃料噴霧が向かうようなタイミング（つまり圧縮上死点の近傍）で相対的に多くの燃料を噴射するものであればよく、その噴射回数は１回に限られない。例えば、圧縮上死点の近傍における複数のタイミングに分けてメイン噴射を実行してもよい。

２ 気筒
５ ピストン
５Ｃ キャビティ
６ 燃焼室
１５ インジェクタ
１６ 燃圧レギュレータ（噴射圧調整部）
１８ コモンレール（蓄圧レール）
５０ （ピストンの）冠面
７０ ＥＣＵ（噴射制御部）
１５２ （インジェクタの）噴孔
５１１ 底部
５１２ 外周部
５１３ リップ部
ＳＮ２ 水温センサ（温度センサ）
Ａ１ 拡散燃焼領域（所定の運転領域）
ＡＸ 噴射軸
Ｅ クリーン空気流
Ｆｍ （メイン噴射による）燃料噴霧
Ｆａ （アフター噴射による）燃料噴霧
Ｊｍ メイン噴射
Ｊａ アフター噴射
Ｑ１ 第１温度（低温側閾値）
Ｑ２ 第２温度（高温側閾値）
Ｔｉ 噴射インターバル時間
Ｚ 旋回基準点（噴射軸上の特定位置）

Claims (4)

1. 気筒と、気筒内に往復動可能に収容されたピストンと、ピストンの上方空間である燃焼室に軽油を含む燃料を噴射するインジェクタとを備えたディーゼルエンジンを制御する装置であって、
   前記ディーゼルエンジンの暖機が進行するほど高くなる所定の温度パラメータを検出する温度センサと、
   所定の運転領域での運転時に、圧縮行程から膨張行程にかけて設定された複数のタイミングで燃料が噴射されるように前記インジェクタを制御する噴射制御部を備え、
   前記ピストンは、その冠面に下方に窪んだキャビティを有するとともに、当該キャビティを規定する壁面として、径方向外側ほど高さが低くなるように形成された底部と、底部よりも径方向外側に形成されかつ気筒軸を含む断面視で径方向外側に凸となるように窪む湾曲した外周部と、外周部よりも上側に形成されかつ気筒軸を含む断面視で径方向内側に凸となるように突出する湾曲したリップ部とを有し、
   前記インジェクタは、前記燃焼室の天井部のうち前記キャビティの中央部と対向する位置から径方向外側に向けて斜め下方に燃料を噴射するように設けられ、
   前記噴射制御部は、前記所定の運転領域での運転時に、１燃焼サイクル中の燃料の総噴射量のうち最も多くの割合の燃料を噴射するとともに噴射した燃料を前記リップ部に指向させて当該燃料の少なくとも一部を前記リップ部から下方に方向転換させるメイン噴射と、メイン噴射よりも遅れた膨張行程中の所定時期に当該メイン噴射よりも少量の燃料を噴射するアフター噴射とを前記インジェクタに実行させ、
   前記メイン噴射の終了から前記アフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間は、前記温度センサにより検出された前記温度パラメータが高いほど短くされる、ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
2. 請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置において、
   前記噴射制御部は、前記温度パラメータが予め定められた高温側閾値以上である場合に、前記温度パラメータにかかわらず前記噴射インターバル時間を一定に保持する、ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
3. 請求項２に記載のディーゼルエンジンの制御装置において、
   前記噴射制御部は、前記温度パラメータが前記高温側閾値よりも低い低温側閾値未満となる第１温度条件が成立する場合、および、前記温度パラメータが前記低温側閾値以上かつ前記高温側閾値未満となる第２温度条件が成立する場合に、前記前記温度パラメータが高いほど前記噴射インターバル時間を短くし、
   前記温度パラメータに対する前記噴射インターバル時間の変化率は、前記第１温度条件の成立時の方が前記第２温度条件の成立時よりも大きくされる、ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
4. 請求項１〜３のいずれか１項に記載のディーゼルエンジンの制御装置において、
   前記インジェクタは、燃料の出口となる噴孔を有するとともに、当該噴孔の中心軸を延長した噴射軸と前記リップ部とが交差するタイミングで前記メイン噴射を実行し、
   前記噴射制御部は、前記メイン噴射の終了後、前記噴射軸上の特定位置に酸素含有率の高いクリーン空気流が巡ってくる時期である酸素到来時期を、前記温度パラメータを含む複数のパラメータに基づき算出し、算出した酸素到来時期に基づいて前記噴射インターバル時間を決定する、ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。

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