JP4873098B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、ディーゼルエンジンに代表される圧縮自着火式の内燃機関の制御装置に係る。特に、本発明は、排気の一部を吸気系に還流させる排気還流装置を備えた内燃機関における燃焼形態の適正化を図るための対策に関する。

従来から周知のように、自動車用エンジン等として使用されるディーゼルエンジン（以下、単にエンジンと呼ぶ場合もある）では、排出ガス特性、燃料消費特性、燃焼安定性及び動力性能等のエンジン特性が様々な要求を満たすべく、複雑な制御が行われる。

具体的には、エンジンの回転数や負荷に基づき決定されるエンジンの運転状態に応じた最適な燃料噴射量等の各制御パラメータの適合値を制御用マップとして予め設定して、これをエンジン制御用の電子制御ユニット（エンジンＥＣＵ）に記憶させておく。そして、この制御用マップ上の適合値を参照しつつ、エンジンＥＣＵがエンジンの制御を行うようになっている。

また、この種のエンジンでは、排気エミッションの改善を図るために、排気ガスの一部を吸気通路に還流させる排気還流（ＥＧＲ：Ｅｘｈａｕｓｔ Ｇａｓ Ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎ）装置が備えられている（例えば下記の特許文献１及び特許文献２を参照）。このＥＧＲ装置は、エンジンの排気通路及び吸気通路を互いに連通させるＥＧＲ通路と、このＥＧＲ通路に設けられたＥＧＲバルブとを備えている。そして、ＥＧＲバルブの開度を調整することにより、排気通路からＥＧＲ通路を通じて吸気通路へ還流される排気ガスの量（ＥＧＲ量）を調整し、吸気中のＥＧＲ率を、予め設定された目標ＥＧＲ率に設定するようにしている。このようにしてＥＧＲ装置によって排気ガスの一部が吸気通路に戻されると、混合気の燃焼温度が低下して燃焼室内での窒素酸化物（ＮＯｘ）の生成が抑制され、排気エミッションが改善されることになる。
特開２００６−１８３４８５号公報 特開２００４−３４３９号公報

ところで、上記特許文献にも開示されているように、ディーゼルエンジンの燃料噴射形態として、トルク発生のための噴射動作であるメイン噴射と、このメイン噴射に先立って行われるプレ噴射とが行われることが知られている。

そして、本発明の発明者は、上記メイン噴射で噴射された燃料が、噴射後、直ちに自着火温度以上の筒内温度環境下に晒されて熱分解が進み、着火遅れを殆ど生じることなく（着火遅れを最小化して）燃焼が開始されれば、燃焼制御を容易にできる燃焼形態を実現することが可能であることに着目した。以下、このようにメイン噴射で噴射された燃料が噴射後直ちに燃焼を開始する燃焼形態、つまり、メイン噴射の開始と略同時に筒内での拡散燃焼が開始する燃焼形態を逐次燃焼と呼ぶこととする。

詳しく説明すると、ディーゼルエンジンにおける燃料の着火遅れとしては、物理的遅れと化学的遅れとがある。物理的遅れは、燃料液滴の蒸発・混合に要する時間であり、燃焼場のガス温度に左右される。一方、化学的遅れは、燃料蒸気の化学的結合・分解かつ酸化発熱に要する時間である。そして、上記逐次燃焼を実現するためには、上記物理的遅れを最小限に抑え、これによって着火遅れを最小限に抑えることが有効である。このように着火遅れを最小限に抑えることができれば、燃焼音の低減を図ることができてエンジンの静粛性を高めることができる。また、ピストンのＴＤＣ（Ｔｏｐ Ｄｅａｄ Ｃｅｎｔｅｒ）付近で燃焼が開始した場合の燃焼速度を抑えることもできるので、ＮＯｘ発生量を低減することも可能になる。

上記逐次燃焼が実現されれば、メイン噴射によって噴射された燃料の燃焼形態としては、予混合燃焼が殆ど行われないことになる。その結果、メイン噴射での燃料噴射タイミングを制御することがそのまま燃焼タイミングを制御することに略等しくなり、燃焼の制御性を大幅に改善することができる。つまり、これまで、ディーゼルエンジンの燃焼は、予混合燃焼がかなりの割合を占めていた。特に、上記特許文献２に開示されているようなＨＣＣＩ（Ｈｏｍｏｇｅｎｅｏｕｓ Ｃｈａｒｇｅ Ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ Ｉｇｎｉｔｉｏｎ）エンジンにあっては、主燃焼の大部分が予混合燃焼となっている。また、この特許文献２に開示されているＨＣＣＩエンジンでは、副噴射が実行された場合にはその燃料は直ちに燃焼せず、混合気の熱を気化潜熱として奪うこととなる。つまり、上記副噴射は、筒内温度を低下させるものとなり、上述したような逐次燃焼を実現するための技術としては適用できないものであった。

本発明の発明者は、上述した新たな方式の燃焼形態である逐次燃焼（メイン噴射での燃料噴射が行われた後に直ちに（物理的遅れを最小限に抑えて）開始される燃焼）を実現することに着目して燃料噴射制御等の内燃機関運転制御について考察した。そして、上記排気還流装置による吸気のＥＧＲ率と、上記逐次燃焼の実現性との関係について考察し、本発明に至った。

従来技術においてメイン噴射で噴射された燃料の着火遅れを解消するための手法として、メイン噴射に先立ってプレ噴射やパイロット噴射（以下、プレ噴射で代表して説明する）を実行するものにおいて、これまでは、噴射開始タイミング（プレ噴射の噴射開始タイミング）や噴射量（プレ噴射の噴射量）の設定については特に技術的な規定はなされていなかった。そのため、常に最適な噴射タイミングや噴射量でプレ噴射を実行し、このプレ噴射による効果を最大限に発揮するといった技術については未だ構築されていないのが実情であった。

つまり、これまでは、燃焼音の低減、ＮＯｘ発生量の低減、高いエンジントルクの確保といった観点から燃料噴射タイミング等を個別に設定し、エンジンの種類毎に試行錯誤で適合（エンジンの種類毎にそれに適したプレ噴射等の燃料噴射パターンを構築すること）を実施しているのが実情であった。そして、ＥＧＲ率に応じたプレ噴射の制御についても試行錯誤で適合していたに過ぎなかった。

このように、従来では、試行錯誤で燃料噴射パターンを決定していたため、種々のエンジンに共通した体系的な燃料噴射制御手法が構築されておらず、ＥＧＲ率に応じた燃料噴射制御等の内燃機関運転制御の最適化を図るためには、未だ改良の余地があった。

本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、主噴射によって噴射された燃料の燃焼の主体が拡散燃焼である圧縮自着火式の内燃機関に対し、主噴射で噴射された燃料が噴射後に直ちに燃焼する上記逐次燃焼を実現可能とする内燃機関の制御装置を提供することにある。

−課題の解決原理−
上記の目的を達成するために講じられた本発明の解決原理は、ＥＧＲ率を高めていった場合における筒内混合気の組成変化に基づいた筒内予熱動作を行い、これにより、メイン噴射が行われた際の混合気温度が、その混合気の自着火温度以上となるようにして上記逐次燃焼を実現している。

−解決手段−
具体的に、本発明は、排気系に排出された排気ガスの一部を吸気系に還流させる排気還流装置を備えていると共に、燃料噴射弁からの燃料噴射動作として、少なくとも、主噴射と、この主噴射に先立って行われる副噴射とが実行可能であって、上記主噴射によって噴射された燃料の燃焼の主体が拡散燃焼である圧縮自着火式の内燃機関の制御装置を前提とする。この内燃機関の制御装置に対し、上記吸気系における排気ガスの還流率が、混合気自着火温度よりも実混合気温度を低くする所定値を超えているとき、その還流率に基づき、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分を補うように混合気温度を上昇させるための筒内温度上昇制御を実行する筒内温度制御手段を備えさせている。

ここで、「主噴射によって噴射された燃料の燃焼の主体が拡散燃焼である」との特定は、上述した如く、本発明は、逐次燃焼（主噴射の開始と略同時に筒内での拡散燃焼が開始する燃焼形態）を実現するためのものであることから、燃焼の主体が予混合燃焼であるＨＣＣＩエンジンやＰＣＣＩエンジン等を本発明の対象外とするための特定である。

上記特定事項により、吸気系における排気ガスの還流率が高くなるに従って、気筒内での充填効率が低下していき、それに伴って混合気自着火温度（混合気が自着火可能となる筒内温度：例えばピストン圧縮端での温度）が上昇していく。そして、上記還流率が所定値を超えたことで、主噴射が噴射された際の実混合気温度が混合気自着火温度よりも下回る状況となった場合には、この実混合気温度の混合気自着火温度に対する不足分を補うように、混合気温度を上昇させるための筒内温度上昇制御を実行することになる。このため、還流率が比較的高い状況（例えば還流率５０％）となっても、主噴射の開始タイミングでの予熱量が不足してしまうといったことが解消され、主噴射で噴射された燃料が、直ちに自着火温度以上の筒内温度環境下に晒されて熱分解が進み、着火遅れを殆ど生じさせることなく、燃料噴射後に直ちに燃焼が開始するといった上記逐次燃焼を実現することができる。

上記筒内温度制御手段によって実行される筒内温度上昇制御として具体的には以下のものが挙げられる。

先ず、上記筒内温度制御手段は、上記副噴射の噴射タイミングを進角側に補正する筒内温度上昇制御を実行するものであり、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほど副噴射の噴射タイミングを進角側に補正するようにしている。

また、上記筒内温度制御手段は、上記副噴射の噴射量を増量補正する筒内温度上昇制御を実行するものであり、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほど副噴射の噴射量を多くするように補正する。

また、上記筒内温度制御手段は、上記副噴射の噴射量を増量補正すると共にこの副噴射の噴射タイミングを進角側に補正する筒内温度上昇制御を実行するものであり、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほど副噴射の噴射量を多くすると共に副噴射の噴射タイミングを進角側に補正する。

また、上記筒内温度制御手段は、気筒内に配設されたグロープラグへの通電によって筒内温度上昇制御を実行するものであって、混合気自着火温度に対して実混合気温度が不足している場合にグロープラグへの通電を行うようにしている。

更に、上記筒内温度制御手段は、上記排気還流装置に備えられたＥＧＲクーラによる排気ガスの冷却度合いを制御するものであって、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほどＥＧＲクーラによる排気ガスの冷却度合いを小さく設定するようにしている。

この場合の具体的な構成としては、上記ＥＧＲクーラをバイパスするバイパス通路を設けると共に、このバイパス通路に開度調整自在な調整弁を備えさせる。そして、この調整弁の開度を調整することによってＥＧＲクーラを流れる排気ガス量を調整してＥＧＲクーラによる排気ガスの冷却度合いを変更する構成としている。

これらの特定事項により、主噴射で噴射された燃料により形成される混合気の温度を混合気自着火温度よりも容易に高めることが可能になり、ロバスト性の高い制御手法によって上記逐次燃焼を実現することが可能になる。

また、上記筒内温度上昇制御は、上記吸気系における排気ガスの還流率が上記所定値以下であるときには非実行とされる。つまり、例えば気筒内での充填効率が十分に高く、混合気自着火温度に対して実混合気温度が高い場合には、主噴射で噴射された燃料が、着火遅れを殆ど生じることなく、燃料噴射後に直ちに燃焼を開始するといった上記逐次燃焼が行える状況である。このため、この場合には上記筒内温度上昇制御を非実行とし、必要以上に筒内温度が上昇してしまうことを防止する。

また、上記構成に加えて、ターボチャージャによる吸気充填効率に応じて筒内温度上昇制御を行うようにしてもよい。つまり、上記内燃機関に、排気が吹き付けられるタービンと、開度を変更することによりタービンに吹き付けられる排気の流速を変更するノズルベーンとを有する可変容量型ターボチャージャを備えさせる。そして、上記筒内温度制御手段が、上記可変容量型ターボチャージャのノズルベーン開度調整によって吸気充填効率が低く設定されるほど、混合気温度の上昇量が大きくなるように上記筒内温度上昇制御を実行するようにしている。

ターボチャージャによる吸気充填効率が低い場合にも、上記排気ガスの還流率が高い場合と同様に、混合気自着火温度が高くなるので、これに応じて筒内温度上昇制御を実行し、実混合気温度の混合気自着火温度に対する不足分を補うようにする。これにより、排気ガスの還流率及びターボチャージャによる吸気充填効率に応じた適切な予熱量を得ることができる。

また、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分を判定するための手法としては以下のものが挙げられる。つまり、上記主噴射によって噴射された燃料の燃焼時における内燃機関の振動発生状況に応じて、この燃焼の着火遅れ量を判定する着火遅れ量判定手段を備えさせる。そして、上記筒内温度制御手段が、上記着火遅れ量判定手段によって判定された着火遅れ量が大きいほど、混合気温度の上昇量が大きくなるように上記筒内温度上昇制御を実行するようにしている。

これによれば、筒内温度や筒内圧力を検出する必要なしに、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分を判定することが可能になり、この判定のための構成を簡素化できて、本発明の実用性を高めることができる。

本発明では、排気ガスの還流率を高めていった場合における筒内混合気の組成の変化に基づいた筒内予熱動作を行い、主噴射が行われた際の混合気温度が、その混合気の自着火温度以上となるようにしている。このため、主噴射の開始タイミングにおいて予熱量が不足してしまうことが解消され、主噴射で噴射された燃料の着火遅れを殆ど生じさせることなく、燃料噴射後に直ちに燃焼が開始する上記逐次燃焼を実現することができる。

図１は、実施形態に係るエンジン及びその制御系統の概略構成図である。 図２は、ディーゼルエンジンの燃焼室及びその周辺部を示す断面図である。 図３は、ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。 図４は、理想的な熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示す波形図である。 図５は、実施形態に係る目標燃料圧力を決定する際に参照される燃圧設定マップを示す図である。 図６は、ＥＧＲ率が比較的大きい場合において、従来と同様のタイミングでプレ噴射を実行した場合における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示す波形図である。 図７は、第１実施形態における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示す波形図である。 図８は、ＥＧＲ率の変化に伴う混合気自着火温度及び圧縮端温度の変化を示す図である。 図９は、第２実施形態における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示す波形図である。 図１０は、プレ噴射の実行タイミングと、その実行タイミングにおいて気筒内で発生する熱量との関係を示す図である。 図１１は、第３実施形態における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示す波形図である。 図１２（ａ）は、メイン噴射の着火遅れが発生していない場合のエンジン振動波形を示し、図１２（ｂ）は、メイン噴射の着火遅れが発生している場合のエンジン振動波形を示し、図１２（ｃ）は、これらエンジン振動波形の解析結果を示す図である。

符号の説明

１ エンジン（内燃機関）
１９ グロープラグ
２３ インジェクタ（燃料噴射弁）
６ 吸気系
７ 排気系
８ ＥＧＲ通路
８１ ＥＧＲバルブ
８２ ＥＧＲクーラ
８３ ＥＧＲクーラバイパス通路
８４ ＥＧＲクーラバイパスバルブ（調整弁）

以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態は、自動車に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒（例えば直列４気筒）ディーゼルエンジン（圧縮自着火式内燃機関）に本発明を適用した場合について説明する。

−エンジンの構成−
先ず、本実施形態に係るディーゼルエンジン（以下、単にエンジンという）の概略構成について説明する。図１は本実施形態に係るエンジン１及びその制御系統の概略構成図である。また、図２は、ディーゼルエンジンの燃焼室３及びその周辺部を示す断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係るエンジン１は、燃料供給系２、燃焼室３、吸気系６、排気系７等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。

燃料供給系２は、サプライポンプ２１、コモンレール２２、インジェクタ（燃料噴射弁）２３、遮断弁２４、燃料添加弁２６、機関燃料通路２７、添加燃料通路２８等を備えて構成されている。

上記サプライポンプ２１は、燃料タンクから燃料を汲み上げ、この汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路２７を介してコモンレール２２に供給する。コモンレール２２は、サプライポンプ２１から供給された高圧燃料を所定圧力に保持（蓄圧）する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ２３に分配する。インジェクタ２３は、その内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備え、適宜開弁して燃焼室３内に燃料を噴射供給するピエゾインジェクタにより構成されている。このインジェクタ２３からの燃料噴射制御の詳細については後述する。

また、上記サプライポンプ２１は、燃料タンクから汲み上げた燃料の一部を、添加燃料通路２８を介して燃料添加弁２６に供給する。添加燃料通路２８には、緊急時において添加燃料通路２８を遮断して燃料添加を停止するための上記遮断弁２４が備えられている。

また、上記燃料添加弁２６は、後述するＥＣＵ１００による添加制御動作によって排気系７への燃料添加量が目標添加量（排気Ａ／Ｆが目標Ａ／Ｆとなるような添加量）となるように、また、燃料添加タイミングが所定タイミングとなるように開弁時期が制御される電子制御式の開閉弁により構成されている。つまり、この燃料添加弁２６から所望の燃料が適宜のタイミングで排気系７（排気ポート７１から排気マニホールド７２）に噴射供給される構成となっている。

吸気系６は、シリンダヘッド１５（図２参照）に形成された吸気ポート１５ａに接続される吸気マニホールド６３を備え、この吸気マニホールド６３に、吸気通路を構成する吸気管６４が接続されている。また、この吸気通路には、上流側から順にエアクリーナ６５、エアフローメータ４３、スロットルバルブ６２が配設されている。上記エアフローメータ４３は、エアクリーナ６５を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力するようになっている。

排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された排気ポート７１に接続される排気マニホールド７２を備え、この排気マニホールド７２に対して、排気通路を構成する排気管７３，７４が接続されている。また、この排気通路には、ＮＯｘ吸蔵触媒（ＮＳＲ触媒：ＮＯｘ Ｓｔｏｒａｇｅ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ触媒）７５及びＤＰＮＲ触媒（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ−ＮＯｘ Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ触媒）７６を備えたマニバータ（排気浄化装置）７７が配設されている。以下、これらＮＳＲ触媒７５及びＤＰＮＲ触媒７６について説明する。

ＮＳＲ触媒７５は、吸蔵還元型ＮＯｘ触媒であって、例えばアルミナ（Ａｌ₂Ｏ₃）を担体とし、この担体上に例えばカリウム（Ｋ）、ナトリウム（Ｎａ）、リチウム（Ｌｉ）、セシウム（Ｃｓ）のようなアルカリ金属、バリウム（Ｂａ）、カルシウム（Ｃａ）のようなアルカリ土類、ランタン（Ｌａ）、イットリウム（Ｙ）のような希土類と、白金（Ｐｔ）のような貴金属とが担持された構成となっている。

このＮＳＲ触媒７５は、排気中に多量の酸素が存在している状態においてはＮＯｘを吸蔵し、排気中の酸素濃度が低く、かつ還元成分（例えば燃料の未燃成分（ＨＣ））が多量に存在している状態においてはＮＯｘをＮＯ₂若しくはＮＯに還元して放出する。ＮＯ₂やＮＯとして放出されたＮＯｘは、排気中のＨＣやＣＯと速やかに反応することによってさらに還元されてＮ₂となる。また、ＨＣやＣＯは、ＮＯ₂やＮＯを還元することで、自身は酸化されてＨ₂ＯやＣＯ₂となる。即ち、ＮＳＲ触媒７５に導入される排気中の酸素濃度やＨＣ成分を適宜調整することにより、排気中のＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを浄化することができるようになっている。本実施形態のものでは、この排気中の酸素濃度やＨＣ成分の調整を上記燃料添加弁２６からの燃料添加動作によって行うことが可能となっている。

一方、ＤＰＮＲ触媒７６は、例えば多孔質セラミック構造体にＮＯｘ吸蔵還元型触媒を担持させたものであり、排気ガス中のＰＭは多孔質の壁を通過する際に捕集される。また、排気ガスの空燃比がリーンの場合、排気ガス中のＮＯｘはＮＯｘ吸蔵還元型触媒に吸蔵され、空燃比がリッチになると、吸蔵したＮＯｘは還元・放出される。さらに、ＤＰＮＲ触媒７６には、捕集したＰＭを酸化・燃焼する触媒（例えば白金等の貴金属を主成分とする酸化触媒）が担持されている。

ここで、ディーゼルエンジンの燃焼室３及びその周辺部の構成について、図２を用いて説明する。この図２に示すように、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１１には、各気筒（４気筒）毎に円筒状のシリンダボア１２が形成されており、各シリンダボア１２の内部にはピストン１３が上下方向に摺動可能に収容されている。

ピストン１３の頂面１３ａの上側には上記燃焼室３が形成されている。つまり、この燃焼室３は、シリンダブロック１１の上部にガスケット１４を介して取り付けられたシリンダヘッド１５の下面と、シリンダボア１２の内壁面と、ピストン１３の頂面１３ａとにより区画形成されている。そして、ピストン１３の頂面１３ａの略中央部には、キャビティ（凹陥部）１３ｂが凹設されており、このキャビティ１３ｂも燃焼室３の一部を構成している。

このピストン１３は、コネクティングロッド１８の小端部１８ａがピストンピン１３ｃにより連結されており、このコネクティングロッド１８の大端部はエンジン出力軸であるクランクシャフトに連結されている。これにより、シリンダボア１２内でのピストン１３の往復移動がコネクティングロッド１８を介してクランクシャフトに伝達され、このクランクシャフトが回転することでエンジン出力が得られるようになっている。また、燃焼室３に向けてグロープラグ１９が配設されている。このグロープラグ１９は、エンジン１の始動直前に電流が流されることにより赤熱し、これに燃料噴霧の一部が吹きつけられることで着火・燃焼が促進される始動補助装置として機能する。

上記シリンダヘッド１５には、燃焼室３へ空気を導入する吸気ポート１５ａと、燃焼室３から排気ガスを排出する上記排気ポート７１とがそれぞれ形成されていると共に、吸気ポート１５ａを開閉する吸気バルブ１６及び排気ポート７１を開閉する排気バルブ１７が配設されている。これら吸気バルブ１６及び排気バルブ１７はシリンダ中心線Ｐを挟んで対向配置されている。つまり、本エンジン１はクロスフロータイプとして構成されている。また、シリンダヘッド１５には、燃焼室３の内部へ直接的に燃料を噴射する上記インジェクタ２３が取り付けられている。このインジェクタ２３は、シリンダ中心線Ｐに沿う起立姿勢で燃焼室３の略中央上部に配設されており、上記コモンレール２２から導入される燃料を燃焼室３に向けて所定のタイミングで噴射するようになっている。

更に、図１に示す如く、このエンジン１には、過給機（ターボチャージャ）５が設けられている。このターボチャージャ５は、タービンシャフト５１を介して連結されたタービンホイール５２及びコンプレッサホイール５３を備えている。コンプレッサホイール５３は吸気管６４内部に臨んで配置され、タービンホイール５２は排気管７３内部に臨んで配置されている。このためターボチャージャ５は、タービンホイール５２が受ける排気流（排気圧）を利用してコンプレッサホイール５３を回転させ、吸気圧を高めるといった所謂過給動作を行うようになっている。本実施形態におけるターボチャージャ５は、可変ノズル式ターボチャージャであって、タービンホイール５２側に可変ノズルベーン機構（図示省略）が設けられており、この可変ノズルベーン機構に備えられたノズルベーンの開度を調整することにより、エンジン１の過給圧を調整することができる。

吸気系６の吸気管６４には、ターボチャージャ５での過給によって昇温した吸入空気を強制冷却するためのインタークーラ６１が設けられている。このインタークーラ６１よりも更に下流側に設けられた上記スロットルバルブ６２は、その開度を無段階に調整することができる電子制御式の開閉弁であり、所定の条件下において吸入空気の流路面積を絞り、この吸入空気の供給量を調整（低減）する機能を有している。

また、エンジン１には、吸気系６と排気系７とを接続する排気還流通路（ＥＧＲ通路）８が設けられている。このＥＧＲ通路８は、排気の一部を適宜吸気系６に還流させて燃焼室３へ再度供給することにより燃焼温度を低下させ、これによってＮＯｘ発生量を低減させるものである。また、このＥＧＲ通路８には、電子制御によって無段階に開閉され、同通路を流れる排気流量を自在に調整することができるＥＧＲバルブ８１と、ＥＧＲ通路８を通過（還流）する排気を冷却するためのＥＧＲクーラ８２とが設けられている。

また、本実施形態におけるＥＧＲ通路８には、上記ＥＧＲクーラ８２をバイパスするＥＧＲクーラバイパス通路８３が接続されている。更に、このＥＧＲクーラバイパス通路８３には、開度調整可能な電子制御式のＥＧＲクーラバイパスバルブ８４が設けられており、このＥＧＲクーラバイパスバルブ８４の開度を調整することによって、吸気系６に還流される排気ガスのうちＥＧＲクーラ８２を通過する量を調整できるようになっている。つまり、吸気系６に還流される排気ガスの温度を調整できるようになっている。

−センサ類−
エンジン１の各部位には、各種センサが取り付けられており、それぞれの部位の環境条件や、エンジン１の運転状態に関する信号を出力する。

例えば、上記エアフローメータ４３は、吸気系６内のスロットルバルブ６２上流において吸入空気の流量（吸入空気量）に応じた検出信号を出力する。吸気温センサ４９は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。吸気圧センサ４８は、吸気マニホールド６３に配置され、吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。Ａ／Ｆ（空燃比）センサ４４は、排気系７のマニバータ７７の下流において排気中の酸素濃度に応じて連続的に変化する検出信号を出力する。排気温センサ４５は、同じく排気系７のマニバータ７７の下流において排気ガスの温度（排気温度）に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ４１はコモンレール２２内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ４２はスロットルバルブ６２の開度を検出する。

−ＥＣＵ−
ＥＣＵ１００は、図３に示すように、ＣＰＵ１０１、ＲＯＭ１０２、ＲＡＭ１０３及びバックアップＲＡＭ１０４などを備えている。ＲＯＭ１０２は、各種制御プログラムや、それら各種制御プログラムを実行する際に参照されるマップ等が記憶されている。ＣＰＵ１０１は、ＲＯＭ１０２に記憶された各種制御プログラムやマップに基づいて各種の演算処理を実行する。ＲＡＭ１０３は、ＣＰＵ１０１での演算結果や各センサから入力されたデータ等を一時的に記憶するメモリである。バックアップＲＡＭ１０４は、例えばエンジン１の停止時にその保存すべきデータ等を記憶する不揮発性のメモリである。

以上のＣＰＵ１０１、ＲＯＭ１０２、ＲＡＭ１０３及びバックアップＲＡＭ１０４は、バス１０７を介して互いに接続されるとともに、入力インターフェース１０５及び出力インターフェース１０６と接続されている。

入力インターフェース１０５には、上記レール圧センサ４１、スロットル開度センサ４２、エアフローメータ４３、Ａ／Ｆセンサ４４、排気温センサ４５、吸気圧センサ４８、吸気温センサ４９が接続されている。さらに、この入力インターフェース１０５には、エンジン１の冷却水温に応じた検出信号を出力する水温センサ４６、アクセルペダルの踏み込み量に応じた検出信号を出力するアクセル開度センサ４７、エンジン１の出力軸（クランクシャフト）が一定角度回転する毎に検出信号（パルス）を出力するクランクポジションセンサ４０、及び、燃焼室３内での混合気の燃焼に伴って発生するシリンダブロック１１の振動を検出する振動センサ（ノックセンサ）４Ａなどが接続されている。一方、出力インターフェース１０６には、上記インジェクタ２３、燃料添加弁２６、スロットルバルブ６２、ＥＧＲバルブ８１、及び、ＥＧＲクーラバイパスバルブ８４などが接続されている。

そして、ＥＣＵ１００は、上記した各種センサの出力に基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。さらに、ＥＣＵ１００は、インジェクタ２３の燃料噴射制御として、後述するパイロット噴射、プレ噴射、メイン噴射（主噴射）、アフタ噴射、ポスト噴射を実行する。

−燃料噴射形態−
以下、本実施形態における上記パイロット噴射、プレ噴射、メイン噴射、アフタ噴射、ポスト噴射の各動作の概略について説明する。

（パイロット噴射）
パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を必要に応じて噴射する噴射動作である。つまり、このパイロット噴射の実行後、燃料噴射を一旦中断し、メイン噴射が開始されるまでの間に圧縮ガス温度（気筒内温度）を十分に高めるために実行される燃料噴射動作である。即ち、この実施形態におけるパイロット噴射の機能は、気筒内の予熱に特化したものとなっている。言い換えれば、この実施形態におけるパイロット噴射は、燃焼室３内でのガスの予熱を行うための噴射動作（予熱用燃料の供給動作）となっている。

具体的には、噴霧の分配や局所濃度の適正化を図るために、パイロット噴射の１回当たりの噴射量をインジェクタ２３の最小限界噴射量（例えば１．５ｍｍ³）とし、噴射回数を設定することで必要な総パイロット噴射量を確保するようにしている。パイロット噴射が複数回に分割して実施される場合、そのインターバルは、インジェクタ２３の応答性（開閉動作の速さ）によって決定される。このインターバルは、例えば２００μｓに設定される。また、パイロット噴射の噴射開始タイミングとしては、例えばクランク角度で、ピストン１３の圧縮上死点前（ＢＴＤＣ）８０°以降に設定される。尚、パイロット噴射の１回当たりの噴射量や、インターバル、噴射開始タイミングは、上記値に限定されるものではない。

（プレ噴射）
プレ噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する噴射動作である。プレ噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。また、本実施形態におけるプレ噴射は、上述したメイン噴射による初期燃焼速度を抑制する機能ばかりでなく、気筒内温度を高める予熱機能をも有するものとなっている。

具体的に、本実施形態では、エンジン回転数、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じて決定される要求トルクを得るための総燃料噴射量（プレ噴射での噴射量とメイン噴射での噴射量との和）に対して例えば１０％としてプレ噴射量が設定される。この総燃料噴射量に対するプレ噴射量の比率は、気筒内を予熱する際に必要となる熱量等に応じて設定される。

この場合、上記総燃料噴射量が１５ｍｍ³未満であった場合には、プレ噴射での噴射量が、インジェクタ２３の最小限界噴射量（１．５ｍｍ³）未満となるため、プレ噴射は実行しないことになる。尚、この場合、インジェクタ２３の最小限界噴射量（１．５ｍｍ³）だけプレ噴射での燃料噴射を行うようにしてもよい。一方、プレ噴射の噴射総量としてインジェクタ２３の最小限界噴射量の２倍以上（例えば３ｍｍ³以上）が要求される場合には、複数回数のプレ噴射を実行することで、このプレ噴射で必要な総噴射量を確保するようにしてもよい。

（逐次燃焼について）
以上のようにして本実施形態では、必要に応じて実行されるパイロット噴射やプレ噴射によって気筒内の予熱が十分に行われる。この予熱により、後述するメイン噴射が開始された場合、このメイン噴射で噴射された燃料は、直ちに自着火温度以上の温度環境下に晒されて熱分解が進み、噴射後は直ちに燃焼が開始されることになる。

具体的に、ディーゼルエンジンにおける燃料の着火遅れとしては、物理的遅れと化学的遅れとがある。物理的遅れは、燃料液滴の蒸発・混合に要する時間であり、燃焼場のガス温度に左右される。一方、化学的遅れは、燃料蒸気の化学的結合分解かつ酸化発熱に要する時間である。そして、上述した如く気筒内の予熱が十分になされている状況では上記物理的遅れを最小限に抑えることができ、その結果、着火遅れも最小限に抑えられることになる。

従って、メイン噴射によって噴射された燃料の燃焼形態としては、予混合燃焼が殆ど行われないことになる。その結果、燃料噴射タイミングを制御することがそのまま燃焼タイミングを制御することに略等しくなり、燃焼の制御性を大幅に改善することができる。つまり、これまで、ディーゼルエンジンの燃焼は、その予混合燃焼がかなりの割合を占めていたが、本実施形態では、この予混合燃焼の割合を最小限に抑えることで、燃料噴射タイミング及び燃料噴射量を制御する（噴射率波形を制御する）ことによる熱発生率波形（着火時期及び熱発生量）の制御によって燃焼の制御性を大幅に改善することが可能になる。本実施形態では、この新たな方式の燃焼形態を「逐次燃焼（燃料が噴射されて直ちに開始される燃焼）」または「制御燃焼（燃料噴射タイミング及び燃料噴射量によって能動的に制御される燃焼）」と呼ぶこととする。

（メイン噴射）
メイン噴射は、エンジン１のトルク発生のための噴射動作（トルク発生用燃料の供給動作）である。本実施形態では、エンジン回転数、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じて決定される要求トルクを得るための上記総燃料噴射量から上記プレ噴射での噴射量を減算した噴射量として設定される。

ここで、上述したプレ噴射及びメイン噴射の制御プロセスについて簡単に説明する。

まず、エンジン１のトルク要求値に対して、上記プレ噴射での噴射量とメイン噴射での噴射量との和である総燃料噴射量が算出される。つまり、エンジン１に要求されるトルクを発生させるための量として総燃料噴射量が算出される。

上記エンジン１のトルク要求値は、エンジン回転数、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態、補機類等の使用状況に応じて決定される。例えば、エンジン回転数（クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいて算出されるエンジン回転数）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ４７により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど（アクセル開度が大きいほど）エンジン１のトルク要求値としては高く得られる。

このようにして総燃料噴射量が算出された後、この総燃料噴射量に対するプレ噴射での噴射量の比率（分割率）を設定する。つまり、プレ噴射量は、総燃料噴射量に対して上記分割率で分割された量として設定されることになる。この分割率（プレ噴射量）は、「メイン噴射による燃料の着火遅れの抑制」と「メイン噴射による燃焼の熱発生率のピーク値の抑制」とを両立する値として求められる。これらを抑制することで、高いエンジントルクを確保しながらも、燃焼音の低減やＮＯｘ発生量の低減を図ることが可能になる。尚、本実施形態では、上記分割率を１０％としている。

（アフタ噴射）
アフタ噴射は、排気ガス温度を上昇させるための噴射動作である。具体的に、本実施形態では、このアフタ噴射により供給された燃料の燃焼エネルギがエンジンのトルクに変換されることなく、その大部分が排気の熱エネルギとして得られるタイミングでアフタ噴射を実行するようにしている。また、このアフタ噴射においても、上述したパイロット噴射の場合と同様に、最小噴射率（例えば１回当たりの噴射量１．５ｍｍ³）とし、複数回数のアフタ噴射を実行することで、このアフタ噴射で必要な総アフタ噴射量を確保するようにしている。

（ポスト噴射）
ポスト噴射は、排気系７に燃料を直接的に導入して上記マニバータ７７の昇温を図るための噴射動作である。例えば、ＤＰＮＲ触媒７６に捕集されているＰＭの堆積量が所定量を超えた場合（例えばマニバータ７７の前後の差圧を検出することにより検知）、ポスト噴射が実行されるようになっている。

−燃料噴射圧−
上述した各燃料噴射を実行する際の燃料噴射圧は、コモンレール２２の内圧により決定される。このコモンレール内圧として、一般に、コモンレール２２からインジェクタ２３へ供給される燃料圧力の目標値、即ち目標レール圧は、エンジン負荷（機関負荷）が高くなるほど、及び、エンジン回転数（機関回転数）が高くなるほど高いものとされる。即ち、エンジン負荷が高い場合には燃焼室３内に吸入される空気量が多いため、インジェクタ２３から燃焼室３内に向けて多量の燃料を噴射しなければならず、よってインジェクタ２３からの噴射圧力を高いものとする必要がある。また、エンジン回転数が高い場合には噴射可能な期間が短いため、単位時間当たりに噴射される燃料量を多くしなければならず、よってインジェクタ２３からの噴射圧力を高いものとする必要がある。このように、目標レール圧は一般にエンジン負荷及びエンジン回転数に基づいて設定される。この燃料圧力の目標値を設定するための具体的な手法については後述する。

上記パイロット噴射やメイン噴射などの燃料噴射における燃料噴射パラメータについて、その最適値はエンジン１や吸入空気等の温度条件によって異なるものとなる。

例えば、上記ＥＣＵ１００は、コモンレール圧がエンジン運転状態に基づいて設定される目標レール圧と等しくなるように、即ち燃料噴射圧が目標噴射圧と一致するように、サプライポンプ２１の燃料吐出量を調量する。また、ＥＣＵ１００はエンジン運転状態に基づいて燃料噴射量及び燃料噴射形態を決定する。具体的には、ＥＣＵ１００は、クランクポジションセンサ４０の検出値に基づいてエンジン回転速度を算出するとともに、アクセル開度センサ４７の検出値に基づいてアクセルペダルへの踏み込み量（アクセル開度）を求め、このエンジン回転速度及びアクセル開度に基づいて総燃料噴射量（プレ噴射での噴射量とメイン噴射での噴射量との和）を決定する。

−目標燃料圧力の設定手法−
次に、本実施形態において目標燃料圧力を設定する際の技術的思想について説明する。

（目標燃料圧力の基本設定手法）
ディーゼルエンジン１においては、ＮＯｘ発生量を削減することによる排気エミッションの改善、燃焼行程時の燃焼音の低減、エンジントルクの十分な確保といった各要求を連立することが重要である。本発明の発明者は、これら要求を連立するための手法として、燃焼行程時における気筒内での熱発生率の変化状態（熱発生率波形で表される変化状態）を適切にコントロールすることが有効であることに着目し、この熱発生率の変化状態をコントロールするための手法として以下に述べるような目標燃料圧力の設定手法を見出した。

図４は、理想的な熱発生率の変化及び燃料噴射パターン（ＥＧＲ率が比較的低い場合（例えばＥＧＲ率１０％未満）での理想的な燃料噴射パターン）を示す波形図である。

この図４に示す熱発生率波形のうち実線は、横軸をクランク角度、縦軸を熱発生率とし、メイン噴射で噴射された燃料の燃焼に係る理想的な熱発生率波形を示している。この図４では、理解を容易にするために１回のメイン噴射（複数回の分割メイン噴射が行われる場合には第１回目の分割メイン噴射）が行われた場合の熱発生率波形を示している。図中のＴＤＣはピストン１３の圧縮上死点に対応したクランク角度位置を示している。この熱発生率波形としては、例えば、ピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）からメイン噴射で噴射された燃料の燃焼が開始され、圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後１０°（ＡＴＤＣ１０°）の時点）で熱発生率が極大値（ピーク値）に達し、更に、圧縮上死点後の所定ピストン位置（例えば、圧縮上死点後２５°（ＡＴＤＣ２５°）の時点）で上記メイン噴射において噴射された燃料の燃焼が終了するようになっている。この時点までに燃焼を終了させるために、本実施形態では、圧縮上死点後２２°（ＡＴＤＣ２２°）までにメイン噴射での燃料噴射を終了させるようになっている。このような熱発生率の変化状態で混合気の燃焼を行わせるようにすれば、例えば圧縮上死点後１０°（ＡＴＤＣ１０°）の時点で気筒内の混合気のうちの５０％が燃焼を完了した状況となる。つまり、膨張行程における総熱発生量の約５０％がＡＴＤＣ１０°までに発生し、高い熱効率でエンジン１を運転させることが可能となる。

尚、図４に一点鎖線で示す波形は、上記プレ噴射で噴射された燃料の燃焼（ＥＧＲ率が比較的低い場合の燃焼）に係る熱発生率波形を示している。これにより、メイン噴射で噴射された燃料の安定した逐次燃焼が実現される。例えば、このプレ噴射で噴射された燃料の燃焼によって１０［Ｊ］の熱量が発生する。この値は、これに限定されるものではなく。例えば、上記総燃料噴射量に応じて適宜設定される。また、図示していないが、プレ噴射に先立ってパイロット噴射が必要に応じて行われ、これにより気筒内温度を十分に高めて、メイン噴射で噴射される燃料の着火性を良好に確保する。

また、図４に二点鎖線αで示す波形は、燃料噴射圧力が、適正値よりも高く設定された場合の熱発生率波形であり、燃焼速度及びピーク値が共に高くなりすぎており、燃焼音の増大やＮＯｘ発生量の増加が懸念される状態である。一方、図４に二点鎖線βで示す波形は、燃料噴射圧力が、適正値よりも低く設定された場合の熱発生率波形であり、燃焼速度が低く且つピークの現れるタイミングが大きく遅角側に移行していることで十分なエンジントルクが確保できないことが懸念される状態である。

上述したように、本実施形態に係る目標燃料圧力の設定手法は、熱発生率の変化状態の適正化（熱発生率波形の適正化）を図ることで燃焼効率の向上を図るといった技術的思想に基づくものである。そして、それを実現するために後述するような燃圧設定マップに従った目標燃料圧力の設定を行っている。

（燃圧設定マップ）
図５は、本実施形態において目標燃料圧力を決定する際に参照される燃圧設定マップである。この燃圧設定マップは、例えば上記ＲＯＭ１０２に記憶されている。また、この燃圧設定マップは、横軸がエンジン回転数であり、縦軸がエンジントルクとなっている。また、図５におけるＴｍａｘは最大トルクラインを示している。

この燃圧設定マップの特徴として、図中にＡ〜Ｌで示す等燃料噴射圧力ライン（等燃料噴射圧力領域）は、エンジン１の回転数及びトルクから求められる出力（パワー）の等パワーライン（等出力領域）に割り付けられている。つまり、この燃圧設定マップでは、等パワーラインと等燃料噴射圧力ラインとが略一致するように設定されている。

この燃圧設定マップに従って燃料圧力を決定することで、インジェクタ２３の開弁期間（噴射率波形）を制御すれば、その開弁期間中における燃料噴射量を規定することが可能になり、燃料噴射量制御の簡素化及び適正化を図ることができる。

具体的に、図５の曲線Ａはエンジン出力が１０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として３０ＭＰａのラインが割り付けられている。以下、同様に、曲線Ｂはエンジン出力が２０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として４５ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｃはエンジン出力が３０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として６０ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｄはエンジン出力が４０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として７５ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｅはエンジン出力が５０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として９０ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｆはエンジン出力が６０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として１０５ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｇはエンジン出力が７０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として１２０ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｈはエンジン出力が８０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として１３５ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｉはエンジン出力が９０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として１５０ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｊはエンジン出力が１００ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として１６５ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｋはエンジン出力が１１０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として１８０ＭＰａのラインが割り付けられている。曲線Ｌはエンジン出力が１２０ｋＷのラインであり、これに燃料噴射圧力として２００ＭＰａのラインが割り付けられている。これら各値は、これに限定されるものではなく、エンジン１の性能特性等に応じて適宜設定される。

また、上記各ラインＡ〜Ｌは、エンジン出力の変化量に対する燃料噴射圧力の変化量の割合が、エンジン回転数が低回転領域であるほど小さくなるように設定されている。つまり、高回転領域よりも低回転領域の方が、ライン間の間隔が広く設定されている。また、このライン間の間隔は均等に設定されていてもよい。

このようにして作成された燃圧設定マップに従い、エンジン１の運転状態に適した目標燃料圧力を設定し、サプライポンプ２１の制御等を行うようになっている。

具体的に、エンジン回転数とエンジントルクとが共に増加する場合（図５における矢印Ｉを参照）、及び、エンジン回転数が一定でエンジントルクが増加する場合（図５における矢印ＩＩを参照）、並びに、エンジントルクが一定でエンジン回転数が増加する場合（図５における矢印ＩＩＩを参照）の何れにおいても燃料噴射圧力が高められる。これにより、エンジントルク（エンジン負荷）が高い場合における吸入空気量に適した燃料噴射量を確保し、また、エンジン回転数が高い場合における単位時間当たりの燃料噴射量を多くして短期間で必要燃料噴射量を確保することができる。このため、エンジン出力及びエンジン回転数に関わりなく、図４に実線で示したような理想的な熱発生率波形での燃焼形態を実現することが可能になり、ＮＯｘ発生量を削減することによる排気エミッションの改善、膨張行程時の燃焼音の低減、エンジントルクの十分な確保といった各要求を連立することができる。

一方、エンジン回転数及びエンジントルクが変化したとしても、その変化後のエンジン出力が変化していない場合（例えば図５における矢印ＩＶを参照）には、燃料噴射圧力を変化させないようにして、それまで設定されていた燃料噴射圧力の適正値を維持する。つまり、上記等燃料噴射圧力ライン（等パワーラインに一致している）に沿うようなエンジン運転状態の変化では燃料噴射圧力を変化させないようにし、上述した理想的な熱発生率波形での燃焼形態を継続させる。この場合、ＮＯｘ発生量を削減することによる排気エミッションの改善、膨張行程時の燃焼音の低減、エンジントルクの十分な確保といった各要求を継続的に連立させることができる。

以上のように、本実施形態における燃圧設定マップでは、エンジン１の出力（パワー）と燃料噴射圧力（コモンレール圧）との間に一義的な相関を持たせ、また、エンジン回転数及びエンジントルクの少なくとも一方が変化することでエンジン出力が変化する状況では、それに応じた適正な燃料圧力での燃料噴射が行えるようにし、逆に、エンジン回転数やエンジントルクが変化してもエンジン出力が変化しない状況では、燃料圧力をそれまで設定されていた適正値から変化させないようにしている。これによって、エンジン運転領域の全域に亘って熱発生率変化状態を理想状態に近付けることが可能になる。そして、このようにして燃料圧力が規定されることにより、インジェクタ２３の開弁期間と燃料噴射との間に一義的な相関を持たせることが可能になり、必要噴射量を得るためには、その際のインジェクタ２３の開弁期間を規定すればよいことになって、制御性の向上が図れる。更に、この燃圧設定マップのように、エンジン１の出力（パワー）と燃料噴射圧力（コモンレール圧）との間に一義的な相関を持たせることは、種々のエンジンに共通した体系的な燃料圧力設定手法を構築するものとなるので、エンジン１の運転状態に応じた適切な燃料噴射圧力を設定するための燃圧設定マップの作成を簡素化することが可能である。

−筒内温度上昇制御−
次に、本実施形態の特徴とする動作である筒内温度上昇制御について説明する。

上記ＥＧＲバルブ８１の開度が大きく設定されて、ＥＧＲ通路８によって吸気系６に還流される排気ガス量が多く、ＥＧＲ率（吸気マニホールド６３内における空気（新気）と排気ガスとの和のうちの排気ガスの比率）が高い状況では、ＥＧＲ率が低い場合に比べて吸気中の酸素濃度が低下すると共に、気筒内での充填効率は低くなる。従って、プレ噴射で噴射された燃料の燃焼が開始されても、その燃焼は非常に緩慢であり、気筒内を十分に予熱するのに要する熱量が得られるまでには比較的長い時間を要する。そして、従来のプレ噴射の噴射タイミングや噴射量であると、このプレ噴射で噴射された燃料の燃焼による熱量が十分に得られる前にメイン噴射が開始されてしまって、このメイン噴射の開始タイミングでの予熱量が不足してしまう可能性がある。

図６は、ＥＧＲ率が比較的大きい場合（例えばＥＧＲ率４０％）において、従来と同様のタイミング及び噴射量（例えば１．５ｍｍ³）でプレ噴射を実行した場合における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示している。この熱発生率の波形からも判るように、ＥＧＲ率が比較的大きい場合には、プレ噴射で噴射された燃料の燃焼は非常に緩慢であり、このプレ噴射で噴射された燃料の燃焼による熱量が十分に得られる前（プレ噴射での熱発生率が十分に高まる前）にメイン噴射が開始されてしまって、このメイン噴射の開始タイミングでの筒内の予熱量が不足してしまい、このメイン噴射で噴射された燃料の着火遅れが生じている。そして、この着火遅れが原因となって燃焼音が大きくなってしまう状況となる。

以下に述べる各実施形態では、ＥＧＲ率が高いことに起因してメイン噴射開始タイミングでの予熱量が不足してしまうといった状況を解消するための制御（筒内温度制御手段による筒内温度上昇制御）が行われる。

具体的に、第１実施形態ではプレ噴射の噴射タイミング制御、第２実施形態ではプレ噴射の噴射量制御、第３実施形態ではパイロット噴射の実行切り換え制御、第４実施形態では上記グロープラグ１９による加熱制御、第５実施形態では上記ＥＧＲクーラ８２による排気ガス冷却量制御、第６実施形態ではプレ噴射の噴射量及び噴射タイミングの制御がそれぞれ行われる。

以下、筒内温度上昇制御についての各実施形態について説明する。

（第１実施形態）
本実施形態は、ＥＧＲ率に応じて、上記プレ噴射の噴射タイミングを変更するものである。

ＥＧＲ率が高くなると、吸気中に含まれる排気ガス量が多くなる。その結果、吸気の酸素濃度が低下すると共に、気筒内での充填効率が低くなる。このように充填効率が低くなると、その混合気の自着火温度が高くなり、筒内が十分に予熱されていない場合には、良好な燃焼状態を得ることができなくなり、上記逐次燃焼が不可能になる。

そのため、本実施形態では、ＥＧＲ率が高い程、プレ噴射の噴射タイミングを進角側に移行していくようにしている。これにより、プレ噴射で噴射された燃料の燃焼開始タイミングも進角側に移行することになる。

図７は、上述した如くプレ噴射の噴射タイミングを進角側に移行させた場合における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示している。燃料噴射パターンにおける二点鎖線は従来のプレ噴射の噴射タイミングを示している。

この図７に示すように、プレ噴射のタイミングを進角側（例えばＢＴＤＣ３０°）に設定することで、プレ噴射が実行されてからメイン噴射が実行されるまでの期間が長くなる。つまり、プレ噴射で噴射された燃料が燃焼して十分に筒内を予熱するための時間が長く確保されることになる。このため、プレ噴射で噴射された燃料の燃焼によって気筒内が十分に予熱された後にメイン噴射が開始されることになる（図７の熱発生率波形を参照）。その結果、メイン噴射の開始タイミングでの予熱量が不足してしまうことが解消され、メイン噴射で噴射された燃料が、直ちに自着火温度（例えば８５０Ｋ）以上の筒内温度環境下に晒されて熱分解が進み、着火遅れを殆ど生じることなく、燃料噴射後に直ちに燃焼が開始するといった上記逐次燃焼を実現することができる。

図８は、ＥＧＲ率を変化させていった場合の圧縮端温度（ピストン１３がＴＤＣに達した場合の筒内温度）の変化と、ＥＧＲ率に応じた混合気自着火温度の変化とを示している。

上述した如く、ＥＧＲ率を高くしていくと、吸気中に含まれる排気ガス量が多くなって吸気中の酸素濃度が低下すると共に、気筒内での充填効率が低くなっていく。このためＥＧＲ率が高くなるに従って混合気自着火温度は一定の割合で上昇していく（図８に太線で示す混合気自着火温度の変化を参照）。

一方、ＥＧＲ率が比較的低い状況では、排気ガスを吸気系６に還流させることに伴って、新気の流通抵抗が増大し、また、排気系７に流れる排気ガス量の減少に起因してターボチャージャ５のタービン仕事量が減少する。これにより、吸気系６における充填効率が低下するため、ＥＧＲ率が高くなっていくに従って圧縮端温度は低下していく傾向となる。そして、ＥＧＲ率が所定値（図８中における点Ａ）を超えると、上記ＥＧＲクーラ８２による排気ガス冷却能力が限界に達し、吸気系６に還流される排気ガス温度が上昇していく。このため、ＥＧＲ率がこの所定値を超えると、上記充填効率の低下による圧縮端温度の低下分よりも、ＥＧＲクーラ８２の排気ガス冷却能力が限界に達したことによる圧縮端温度の上昇分の方が上回り、この所定のＥＧＲ率を超えた時点から、ＥＧＲ率が高くなるに従って圧縮端温度は上昇していく傾向となる（図８に細線で示す圧縮端温度の変化を参照）。

ところが、ＥＧＲ率が高くなっていくに従って、上記混合気自着火温度が圧縮端温度よりも高くなるタイミングが生じる（図８におけるＢ点）。つまり、この時点からは、筒内予熱量の不足が生じ、メイン噴射で噴射された燃料が、噴射後に直ちに燃焼を開始するといった上記逐次燃焼が実現できなくなる。

このため、本実施形態では、このような筒内予熱量の不足が生じないよう、混合気自着火温度が圧縮端温度よりも高くなるタイミングよりも前段階（ＥＧＲ率が低い段階：図８におけるＣ点）から上記プレ噴射のタイミングを進角側に設定するといった筒内温度上昇制御を開始し、圧縮端温度を図８に一点鎖線で示す値に設定して、ＥＧＲ率が高くなっても上記圧縮端温度が常に混合気自着火温度よりも高くなるようにしておく。そして、ＥＧＲ率が高い程、プレ噴射の噴射タイミングを進角側に移行していき、このプレ噴射による予熱量が多く得られるようにしている。図８に示す各矢印の長さは、各ＥＧＲ率において、プレ噴射の噴射タイミングを進角側に移行したことによって得られる予熱量に相当する。尚、ＥＧＲ率に応じたプレ噴射の進角量はシミュレーション等によって求められ、上記ＲＯＭ１０２に予め記憶されている。

このようにして、ＥＧＲ率に応じてプレ噴射の噴射タイミングを進角側に移行させていくことにより、メイン噴射で噴射された燃料の逐次燃焼が実現可能となる。また、メイン噴射での着火遅れを回避することによって燃焼音の低減を図ることができてエンジンの静粛性を高めることもできる。また、ＮＯｘ排出量やＰＭ排出量の低減、燃焼効率の向上も図ることができる。

尚、図８では、ＥＧＲ率が上昇していく際に圧縮端温度が下降傾向となる状態から上昇傾向となる状態に切り換わる点（図８の点Ａ）に対して、混合気自着火温度が圧縮端温度よりも高くなるタイミング（図８におけるＢ点）が高ＥＧＲ率側にある場合について説明した。これに限らず、ＥＧＲ率が上昇していく際に圧縮端温度が下降傾向となる状態から上昇傾向となる状態に切り換わる点（図８の点Ａ）に対して、混合気自着火温度が圧縮端温度よりも高くなるタイミング（図８におけるＢ点）が低ＥＧＲ率側にある場合であっても、同様の制御を実施することで、逐次燃焼の実現とエンジンの静粛性の向上とを図ることは可能である。

（第２実施形態）
本実施形態は、ＥＧＲ率に応じて、上記プレ噴射の噴射量を変更するものである。つまり、ＥＧＲ率が高い程、プレ噴射の噴射量を増量補正していくようにしている。

図９は、上述した如くプレ噴射の噴射量を増量補正した場合における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示している。燃料噴射パターンにおける二点鎖線は従来のプレ噴射の噴射率（噴射量に相当）を示している。

この図９に示すように、プレ噴射の噴射量を増量補正することで、プレ噴射が実行されてからの単位時間当たりにおける熱発生量（熱発生率）が大きくなる。つまり、比較的短期間の間に、プレ噴射で噴射された燃料が燃焼して十分に筒内を予熱することになる。

また、プレ噴射での噴射量が増量補正されたことにより、このプレ噴射で噴射される燃料の運動エネルギが大きく（貫徹力（ペネトレーション）が大きく）なっている。このため、この燃料の液滴の飛行距離は長くなり、気筒内の広範囲に亘って燃料が噴射されることで、空燃比が理論空燃比に近付く領域も大きく確保されることになって、このプレ噴射で噴射された燃料の燃焼が促進されることになり、これによっても十分に筒内を予熱することができる。尚、ＥＧＲ率に応じたプレ噴射の増量補正量はシミュレーション等によって求められ、上記ＲＯＭ１０２に予め記憶されている。

このようにして、プレ噴射で噴射された燃料の燃焼によって気筒内が十分に予熱された後にメイン噴射が開始されることになる。その結果、メイン噴射の開始タイミングでの予熱量が不足してしまうことが解消され、メイン噴射で噴射された燃料が、直ちに自着火温度以上の筒内温度環境下に晒されて熱分解が進み、着火遅れを殆ど生じることなく、燃料噴射後に直ちに燃焼が開始するといった上記逐次燃焼を実現することができる。

尚、本実施形態の場合、プレ噴射の噴射量を増量補正したことで、メイン噴射での燃料噴射が開始されるまでに燃焼が開始しない未燃分が存在している。この未燃分の燃料は、メイン噴射が開始された後に燃焼を開始することになるので、その大部分はエンジンのトルクに変換される。このため、エンジンに必要以上のトルクが発生しないように、メイン噴射の噴射量を減量補正するようにしている。図９に示す燃料噴射パターンにおける破線は減量補正する前のメイン噴射の燃料噴射パターンを示しており、実線は減量補正した後のメイン噴射の燃料噴射パターンを示している。これにより、エンジンのトルクを適正に得ることができる（上記要求トルクが得られる）。

例えば、上記逐次燃焼を実現するためには、１．５ｍｍ³の燃料が完全燃焼した場合に発生する熱量がプレ噴射において必要であると仮定した場合、本実施形態にあっては、プレ噴射量を、例えば５．０ｍｍ³に設定し、この燃料のうちの１．５ｍｍ³分を燃焼させることで、上記必要とされている熱量（予熱に寄与する熱量）を確保できるようにしている。この場合、３．５ｍｍ³分の燃料はメイン噴射が開始された後に燃焼を開始し、エンジントルクを増大させることになるので、予めメイン噴射の噴射量を上記の量（３．５ｍｍ³）に相当する分だけ減量補正することになる。

図１０は、プレ噴射の実行タイミングと、その実行タイミングにおいて気筒内で発生する熱発生量との関係を、複数の燃料噴射量（Ａ〜Ｆ）に対して解析した結果を示している。例えば、Ａは燃料噴射量１．５ｍｍ³であり、Ｂは燃料噴射量２．０ｍｍ³であり、Ｃは燃料噴射量３．０ｍｍ³であり、Ｄは燃料噴射量４．０ｍｍ³であり、Ｅは燃料噴射量５．０ｍｍ³であり、Ｆは燃料噴射量６．０ｍｍ³である。

本実施形態では、例えば、プレ噴射をピストン１３の圧縮上死点前（ＢＴＤＣ）１５°のタイミングで実行するに際して、ＥＧＲ率が１５％である場合には、プレ噴射での燃料噴射量を２．０ｍｍ³に設定して図中Ｂ１に対応する熱量が得られるようにし、ＥＧＲ率が２０％である場合には、プレ噴射での燃料噴射量を３．０ｍｍ³に設定して図中Ｃ１に対応する熱量が得られるようにし、ＥＧＲ率が３０％である場合には、プレ噴射での燃料噴射量を４．０ｍｍ³に設定して図中Ｄ１に対応する熱量が得られるようにする。このように、ＥＧＲ率が高くなるに従ってプレ噴射での燃料噴射量を増大していく。

尚、この図１０から分かるように、プレ噴射の噴射タイミングがピストン１３の圧縮上死点（ＴＤＣ）に近付くほど、同一燃料噴射量であっても熱発生量は大きくなっていく。このため、プレ噴射の噴射タイミングがＴＤＣに近付くほど、このプレ噴射での燃料噴射量としては減量補正され、必要最小限の予熱量が得られるようにしておく。

本実施形態においても、上述した第１実施形態の場合と同様に、ＥＧＲ率に応じた筒内予熱量を得ることができ、メイン噴射で噴射された燃料の逐次燃焼が実現可能となる。また、メイン噴射での着火遅れを回避することによって燃焼音の低減を図ることができてエンジンの静粛性を高めることもできる。

（第３実施形態）
本実施形態は、ＥＧＲ率に応じて、上記パイロット噴射の実行の有無を切り換えるものである。つまり、ＥＧＲ率が高い場合（例えばＥＧＲ率が２０％を超えた場合）には、上記プレ噴射に先立ってパイロット噴射を実行し、メイン噴射に先立つ燃料の噴射量を増量することで予熱効果を高めるようにしている。

図１１は、上述した如くプレ噴射に先立ってパイロット噴射を実行した場合における熱発生率の変化及び燃料噴射パターンを示している。

この図１１に示すように、パイロット噴射の実行により、メイン噴射に先立つ燃料の噴射量を増量させることで、パイロット噴射が実行されてからメイン噴射が実行されるまでの期間が長くなる。つまり、パイロット噴射で噴射された燃料が燃焼して十分に筒内を予熱するための時間が長く確保されることになる。また、メイン噴射に先立つ燃料の噴射量（パイロット噴射及びプレ噴射での噴射量）を増量したことでプレ噴射が実行されてからの単位時間当たりにおける熱発生量（熱発生率）が大きくなる。つまり、比較的短期間の間に、パイロット噴射及びプレ噴射で噴射された燃料が燃焼して十分に筒内を予熱することになる。このため、パイロット噴射及びプレ噴射で噴射された燃料の燃焼によって気筒内が十分に予熱された後にメイン噴射が開始されることになる。その結果、メイン噴射の開始タイミングでの予熱量が不足してしまうことが解消され、メイン噴射で噴射された燃料が、直ちに自着火温度以上の筒内温度環境下に晒されて熱分解が進み、着火遅れが殆ど生じることなく、燃料噴射後に直ちに燃焼が開始するといった上記逐次燃焼を実現することができる。

尚、本実施形態の場合にも、メイン噴射での燃料噴射が開始されるまでに燃焼が開始しない未燃分が存在している。この未燃分の燃料は、メイン噴射が開始された後に燃焼を開始することになるので、その大部分はエンジンのトルクに変換される。このため、エンジンに必要以上のトルクが発生しないように、メイン噴射の噴射量を減量補正するようにしている。図１１に示す燃料噴射パターンにおける破線は減量補正する前のメイン噴射の燃料噴射パターンを示しており、実線は減量補正した後のメイン噴射の燃料噴射パターンを示している。尚、このパイロット噴射の実行を開始するＥＧＲ率やメイン噴射に対する減量補正量は、シミュレーション等によって求められ、上記ＲＯＭ１０２に予め記憶されている。

本実施形態においても、上述した各実施形態の場合と同様に、メイン噴射で噴射された燃料の逐次燃焼が実現可能となる。また、メイン噴射での着火遅れを回避することによって燃焼音の低減を図ることができてエンジンの静粛性を高めることもできる。

（第４実施形態）
本実施形態は、上記グロープラグ１９を利用して筒内の予熱を行うものであって、ＥＧＲ率が所定値を超えた場合には、グロープラグ１９への通電を行うことで筒内の予熱を行うようにしている。例えば、ＥＧＲ率が２０％を超えた場合に、メイン噴射の開始に先立ってグロープラグ１９への通電を行って筒内を予熱し、メイン噴射で噴射された燃料の逐次燃焼を可能とするものである。尚、このグロープラグ１９への通電を開始するＥＧＲ率は、シミュレーション等によって求められ、上記ＲＯＭ１０２に予め記憶されている。

また、ＥＧＲ率に応じて、上記グロープラグ１９への印加電圧（または供給電流）を変更することにより、このＥＧＲ率に応じて予熱量を可変とするようにしてもよい。つまり、ＥＧＲ率が高いほど上記グロープラグ１９への印加電圧（または供給電流）を高く設定して、予熱効果を高めるようにするものである。

また、このようなグロープラグ１９を利用することによる筒内の予熱は、エンジン１の暖機途中においてのみ実施し、エンジン１の暖機完了後には、上述した第１〜第３実施形態のうちの何れかの筒内温度上昇制御を行うようにしてもよい。つまり、エンジン１の暖機途中では、プレ噴射やパイロット噴射での燃焼性が十分に得られておらず予熱量が不十分となる可能性があるため、このような状況では、燃料の燃焼熱を利用するのではなく、電気的な熱エネルギによって確実に予熱量を確保するようにする。

（第５実施形態）
本実施形態は、上記ＥＧＲクーラ８２をバイパスするＥＧＲクーラバイパス通路８３を利用して筒内の予熱量の調整を行うものである。具体的には、ＥＧＲクーラバイパス通路８３に設けられたＥＧＲクーラバイパスバルブ８４の開度を調整することによって、吸気系６に還流される排気ガスのうちＥＧＲクーラ８２を通過する量を調整し、これによって吸気系６に還流される排気ガスの温度を調整して、筒内の予熱量を調整する。

具体的には、ＥＧＲ率が高いほど上記ＥＧＲクーラバイパスバルブ８４の開度を大きく設定し、ＥＧＲクーラ８２を通過する排気ガス量を少なくすることで比較的高温度の排気ガスを吸気系６に還流させることで、予熱効果を高めるようにしている。尚、上記ＥＧＲ率に応じたＥＧＲクーラバイパスバルブ８４の開度は、シミュレーション等によって求められ、上記ＲＯＭ１０２に予め記憶されている。

（第６実施形態）
本実施形態は、上記第２実施形態の如くＥＧＲ率が高いほどプレ噴射の噴射量を増量補正した場合に、このプレ噴射で噴射された燃料の吸熱反応によって、このプレ噴射の着火遅れが生じた場合の対策である。

つまり、本実施形態では、ＥＧＲ率が高くなってプレ噴射の噴射量を増量補正していった場合に、プレ噴射の着火遅れが生じる状況になると、このプレ噴射の噴射タイミングを進角側に移行するようにしている。

例えば、上記逐次燃焼を実現するためには、２．０ｍｍ³の燃料が完全燃焼した場合に発生する熱量がプレ噴射において必要であると仮定した場合、本実施形態にあっては、プレ噴射量を、例えば５．０ｍｍ³に設定し、且つプレ噴射の噴射タイミングを進角側（例えばクランク角度で１０°だけ進角側）に移行する。これにより、プレ噴射で噴射された燃料のうちの２．０ｍｍ³分をメイン噴射が開始されるまでに燃焼させることができ、上記必要とされている熱量（予熱に寄与する熱量）が確保できる。この場合、３．０ｍｍ³分の燃料はメイン噴射が開始された後に燃焼を開始し、エンジントルクを増大させることになるので、上述した第２実施形態の場合と同様に、予めメイン噴射の噴射量を上記の量（３．０ｍｍ³）に相当する分だけ減量補正することになる。上記プレ噴射の増量補正量と進角量との関係は、シミュレーション等によって求められ、上記ＲＯＭ１０２に予め記憶されている。

このように、本実施形態では、プレ噴射の噴射タイミングを進角側に移行することにより、プレ噴射が実行されてからメイン噴射が実行されるまでの期間が長くなる。つまり、プレ噴射で噴射された燃料が燃焼して十分に筒内を予熱するための時間が長く確保されることになる。このため、プレ噴射で噴射された燃料の燃焼によって気筒内が十分に予熱された後にメイン噴射が開始されることになる。その結果、プレ噴射の噴射量を増量補正したことによる不具合を解消しながらも、メイン噴射の開始タイミングでの予熱量が不足してしまうことが解消され、メイン噴射で噴射された燃料が、直ちに自着火温度（例えば８５０Ｋ）以上の筒内温度環境下に晒されて熱分解が進み、着火遅れを殆ど生じることなく、燃料噴射後に直ちに燃焼が開始するといった上記逐次燃焼を実現することができる。

（着火遅れ量判定動作）
上述した各実施形態における筒内温度上昇制御は、メイン噴射で噴射された燃料に着火遅れが生じている際にのみ実行することが有効である。この着火遅れは、筒内温度が混合気の自着火温度よりも低い場合に生じるので、筒内温度や筒内圧力を直接的に測定すれば着火遅れの有無を判定することができるが、このような測定が困難である場合が多い。

そこで、この着火遅れが生じているか否かの判定を上記振動センサ４Ａの出力信号に基づいて行うようにしている。具体的に、燃焼室３内での混合気の燃焼に伴って発生するシリンダブロック１１の振動を上記振動センサ４Ａによって検出する。そして、その際の振動波形を解析することにより上記着火遅れが生じているか否かを判定する。

図１２（ａ）は、メイン噴射で噴射された燃料に着火遅れが生じていない場合の振動波形である。図１２（ｂ）は、メイン噴射で噴射された燃料に着火遅れが生じている場合の振動波形である。これら各波形は、横軸をクランク角度とし、縦軸を振動振幅としている。このように、着火遅れが生じている場合と、生じていない場合とでは、振動の周波数やその発生頻度が互いに異なる。つまり、着火遅れが生じていない場合には、ピストン１３がＴＤＣに達した時点から燃焼に伴う振動が発生し、比較的周波数が低く且つ小振幅の振動モードとなる。これに対し、着火遅れが生じている場合には、ピストン１３のＴＤＣ位置よりも遅角したタイミングから燃焼に伴う振動が発生し、比較的周波数が高く且つ大振幅の振動モードとなる。図１２（ｃ）は、これら振動の各周波数帯の発生頻度を示す波形である。このように、振動の各周波数帯の発生頻度を求めることで、メイン噴射で噴射された燃料に着火遅れが生じているか否かを判定することが可能である。

そして、着火遅れが発生していない場合には上記筒内温度上昇制御を非実行とし、着火遅れが発生している場合には上記筒内温度上昇制御を実行する。これにより、筒内温度や筒内圧力を検出する必要なしに、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分を判定することが可能になり、この判定のための構成を簡素化でき、本発明の実用性を高めることができる。

−他の実施形態−
以上説明した各実施形態では、自動車に搭載される直列４気筒ディーゼルエンジンに本発明を適用した場合について説明した。本発明は、自動車用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、気筒数やエンジン形式（直列型エンジン、Ｖ型エンジン等の別）についても特に限定されるものではない。

また、上記各実施形態では、マニバータ７７として、ＮＳＲ触媒７５及びＤＰＮＲ触媒７６を備えたものとしたが、ＮＳＲ触媒７５及びＤＰＦ（Ｄｉｅｓｅｌ Ｐａｔｉｃｕｌａｔｅ Ｆｉｌｔｅｒ）を備えたものとしてもよい。

また、上述した各実施形態は互いに併用することも可能であり、これらの併用によって予熱効果をいっそう高めることが可能になる。また、上述した第１実施形態と第２実施形態とを併用する場合、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が比較的小さい場合には、第１実施形態に係る筒内温度上昇制御を実行し、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が比較的大きい場合には、第２実施形態に係る筒内温度上昇制御を実行するようにしてもよい。

更に、本発明に係る筒内温度上昇制御は、ＶＶＴ（可変バルブタイミング）機構を備えたエンジン１において、このＶＶＴ機構の作動によって吸気の充填効率が変化した場合にも適用が可能である。

本発明は、自動車に搭載されるコモンレール式筒内直噴型多気筒ディーゼルエンジンにおいて、ＥＧＲ率が比較的高く設定される場合のエンジン制御に適用することが可能である。

Claims (10)

1. 排気系に排出された排気ガスの一部を吸気系に還流させる排気還流装置を備えていると共に、燃料噴射弁からの燃料噴射動作として、少なくとも、主噴射と、この主噴射に先立って行われる副噴射とが実行可能であって、上記主噴射によって噴射された燃料の燃焼の主体が拡散燃焼である圧縮自着火式の内燃機関の制御装置において、
   上記吸気系における排気ガスの還流率が、混合気自着火温度よりも実混合気温度を低くする所定値を超えているとき、その還流率に基づき、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分を補うように混合気温度を上昇させるための筒内温度上昇制御を実行する筒内温度制御手段を備えていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 上記請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
   上記筒内温度制御手段は、上記副噴射の噴射タイミングを進角側に補正する筒内温度上昇制御を実行するものであって、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほど副噴射の噴射タイミングを進角側に補正することを特徴とする内燃機関の制御装置。
3. 上記請求項１または２記載の内燃機関の制御装置において、
   上記筒内温度制御手段は、上記副噴射の噴射量を増量補正する筒内温度上昇制御を実行するものであって、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほど副噴射の噴射量を多くするように補正することを特徴とする内燃機関の制御装置。
4. 上記請求項１または２記載の内燃機関の制御装置において、
   上記筒内温度制御手段は、上記副噴射の噴射量を増量補正すると共にこの副噴射の噴射タイミングを進角側に補正する筒内温度上昇制御を実行するものであって、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほど副噴射の噴射量を多くすると共に副噴射の噴射タイミングを進角側に補正することを特徴とする内燃機関の制御装置。
5. 上記請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
   上記筒内温度制御手段は、気筒内に配設されたグロープラグへの通電によって筒内温度上昇制御を実行するものであって、混合気自着火温度に対して実混合気温度が不足している場合にグロープラグへの通電を行うことを特徴とする内燃機関の制御装置。
6. 上記請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
   上記筒内温度制御手段は、上記排気還流装置に備えられたＥＧＲクーラによる排気ガスの冷却度合いを制御するものであって、混合気自着火温度に対する実混合気温度の不足分が大きいほどＥＧＲクーラによる排気ガスの冷却度合いを小さく設定することを特徴とする内燃機関の制御装置。
7. 上記請求項６記載の内燃機関の制御装置において、
   上記ＥＧＲクーラをバイパスするバイパス通路が設けられていると共に、このバイパス通路には開度調整自在な調整弁が備えられており、この調整弁の開度を調整することによってＥＧＲクーラを流れる排気ガス量を調整してＥＧＲクーラによる排気ガスの冷却度合いを変更する構成とされていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
8. 上記請求項１〜７のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、
   上記筒内温度制御手段は、上記吸気系における排気ガスの還流率が上記所定値以下であるとき、筒内温度上昇制御を非実行とすることを特徴とする内燃機関の制御装置。
9. 上記請求項１〜８のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、
   上記内燃機関には、排気が吹き付けられるタービンと、開度を変更することによりタービンに吹き付けられる排気の流速を変更するノズルベーンとを有する可変容量型ターボチャージャが備えられており、
   上記筒内温度制御手段は、上記可変容量型ターボチャージャのノズルベーン開度調整によって吸気充填効率が低く設定されるほど、混合気温度の上昇量が大きくなるように上記筒内温度上昇制御を実行することを特徴とする内燃機関の制御装置。
10. 上記請求項１〜９のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、
    上記主噴射によって噴射された燃料の燃焼時における内燃機関の振動発生状況に応じて、この燃焼の着火遅れ量を判定する着火遅れ量判定手段を備えており、
    上記筒内温度制御手段は、上記着火遅れ量判定手段によって判定された着火遅れ量が大きいほど、混合気温度の上昇量が大きくなるように上記筒内温度上昇制御を実行することを特徴とする内燃機関の制御装置。

Images