JP7143755B2 - 圧縮着火式エンジンの制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、インジェクタから燃焼室に噴射された燃料を圧縮着火により燃焼させる圧縮着火式エンジンの制御装置に関する。

従来、下記特許文献１に示されるように、多段噴射により複数回に分けて噴射した燃料を圧縮着火により燃焼させる圧縮着火式エンジンにおいて、プレ噴射（第１の燃料噴射）による燃焼の圧力上昇率のピークとメイン噴射（第２の燃料噴射）による燃焼の圧力上昇率のピークとの間隔を、最大燃焼騒音圧力レベルになる周波数帯の１／２周期となるように設定することが知られている。

この特許文献１の技術によれば、プレ噴射による燃焼の圧力波とメイン噴射による燃焼の圧力波とが互いに打ち消し合うので、燃焼騒音を十分に低減する効果が期待できる。

特開２０１６－１６６５８７号公報

ここで、噴射時期の早いプレ噴射による燃焼の形式が予混合圧縮着火燃焼である場合には、このプレ噴射を開始してから燃料が着火する（燃焼が開始される）までの間に、着火遅れと呼ばれるタイムラグが存在する。この着火遅れは、燃焼室内の温度や圧力といった燃焼環境要因の相違により変動する。着火遅れが変動すると、プレ噴射による燃焼の圧力上昇率のピーク発生時期（あるいはプレ噴射の開始からピーク発生時期までの期間であるピーク遅れ）が変動し、その結果、プレ噴射およびメイン噴射による各燃焼の圧力上昇率のピークどうしの間隔が所期のものからずれるので、燃焼騒音が増大することが懸念される。

前記のような問題に対処する方法として、燃焼環境要因の変動（それによる着火遅れの変動）に合わせてメイン噴射の噴射時期を補正することが考えられる。しかしながら、圧縮上死点に近いタイミングで行われるメイン噴射の噴射時期の変更は、熱効率やトルクに及ぼす影響が大きく、好ましくない。

本発明は、前記のような事情に鑑みてなされたものであり、燃焼環境要因の変動が生じたときに、プレ噴射の態様を主導的に補正することで燃焼騒音を抑制することが可能な圧縮着火式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、燃焼室に燃料を噴射するインジェクタと、燃焼室に連通する吸気ポートおよび排気ポートと、吸気ポートを開閉する吸気弁と、吸気弁の閉時期である吸気閉弁時期を少なくとも変更可能なバルブ可変機構と、燃焼室から排気ポートを通じて排出された排気ガスを浄化する排気浄化装置とを備え、かつ前記インジェクタから噴射された燃料を前記燃焼室内で圧縮着火により燃焼させる圧縮着火式エンジンを制御する装置であって、前記インジェクタによる燃料の噴射量および噴射時期を制御する燃料噴射制御部と、前記排気浄化装置に内蔵された触媒の暖機状態を判定する触媒暖機判定部と、前記バルブ可変機構を駆動して前記吸気閉弁時期を可変的に設定するバルブタイミング制御部とを備え、前記燃料噴射制御部は、圧縮上死点よりも進角側で燃料を噴射するプレ噴射と当該プレ噴射により噴射された燃料の燃焼中に燃料を噴射するメイン噴射とを前記インジェクタに実行させるとともに、前記プレ噴射により噴射された燃料の燃焼に起因した熱発生率の第１ピークと前記メイン噴射により噴射された燃料の燃焼に起因した熱発生率の第２ピークとの間隔が、前記プレ噴射およびメイン噴射の各燃料の燃焼により生じる圧力波が互いに打ち消し合う間隔となるように、前記プレ噴射およびメイン噴射の噴射時期を設定し、前記触媒暖機判定部により前記触媒が未暖機であると判定された場合に、前記バルブタイミング制御部および前記燃料噴射制御部は、エンジン負荷および回転数が同一の条件下で前記触媒が暖機済みと判定された場合に比べて、前記吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大するように前記バルブ可変機構を制御するとともに、前記プレ噴射の噴射量が増大しかつ当該プレ噴射の噴射時期の圧縮上死点に対する進角量が増大するように前記インジェクタを制御し、前記触媒が未暖機であるために前記吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されているとき、前記燃料噴射制御部は、前記吸気閉弁時期の遅角により生じる筒内圧および筒内ガス温度の低下量を推定するとともに、当該筒内圧および筒内ガス温度の低下により生じる前記第１ピークの発生時期の目標からのずれを推定し、さらに、推定した当該ずれが修正されるように前記プレ噴射の噴射量の増大量を設定する、ことを特徴とするものである（請求項１）。

本発明によれば、第１ピークおよび第２ピークを含む熱発生特性が得られるようにプレ噴射およびメイン噴射が実行されるとともに、第１ピークと第２ピークとの間隔が、プレ噴射およびメイン噴射の各燃料の燃焼により生じる圧力波が互いに打ち消し合うような間隔に設定されるので、プレ噴射およびメイン噴射による燃焼騒音の音圧レベルを相互干渉により効果的に低減することができ、燃焼騒音が十分に抑制された静粛性の高い燃焼を実現することができる。

また、触媒が未暖機である場合には、触媒が暖機済みである場合に比べて、吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されるともに、プレ噴射の噴射量が増大されかつプレ噴射の噴射時期が進角されるので、触媒の暖機促進と燃焼騒音の抑制とを両立することができる。

すなわち、触媒の未暖機時に吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されると、燃焼室への導入空気量および有効圧縮比が低下し、筒内圧および筒内ガス温度が低下する結果、燃焼の緩慢化が進行する。これにより、排気損失を増やす（排気ガス温度を高める）ことができ、触媒の暖機を促進することができる。一方で、このような吸気閉弁時期の遅角制御に伴う筒内圧および筒内ガス温度の低下は、第１ピークの発生時期を目標値（つまり第２ピークまでの間隔が所期の間隔となるような時期）よりも遅角側に移動させるので、これによって燃焼騒音が増大することが懸念される。これに対し、本発明では、前記吸気閉弁時期の遅角制御中にプレ噴射の噴射量が増大されるので、前記のような第１ピークの発生時期のずれを修正することができ、第１ピークと第２ピークとの間隔を燃焼騒音の面で有利な上述した間隔に維持することができる。さらに、このようなプレ噴射の増量補正に加えて、プレ噴射の噴射時期が進角されるので、前記ピーク発生時期のずれ修正により付随的に生じるピーク高さの上昇（増大方向のずれ）を適正に修正することができる。
特に、本発明では、前記吸気閉弁時期の遅角により生じる筒内圧および筒内ガス温度の低下量が推定されるとともに、これにより生じる第１ピークの発生時期の目標からのずれが推定され、さらに、推定された当該ずれが修正されるように前記プレ噴射の噴射量の増大量が設定されるので、燃焼騒音の抑制と触媒の暖機促進とを両立できる第１ピークの発生時期が得られるように、プレ噴射の増大量を演算により適正に求めることができる。

以上により、本発明によれば、触媒暖機のために吸気閉弁時期が遅角されている（筒内圧および筒内ガス温度が低下する）状況下であっても、第１ピークと第２ピークとの間隔を燃焼騒音に有利な間隔に収めることができ、かつ第１ピークの高さが過度に上昇するのを防止することができる。これにより、排気損失を増やして触媒の暖機促進を図りながら、燃焼騒音を十分に抑制してエンジンの商品性を高めることができる。

好ましくは、前記プレ噴射の噴射時期の圧縮上死点に対する進角量は、当該プレ噴射により噴射された燃料が予混合圧縮着火燃焼するような値に設定され、前記メイン噴射は、当該メイン噴射により噴射された燃料が拡散燃焼するように、前記プレ噴射により噴射された燃料の予混合圧縮燃焼による前記第１ピークの発生以降に開始される（請求項２）。

この構成によれば、第２ピークを生じさせるメイン噴射による燃焼の形式が、噴射開始から着火までの期間（着火遅れ期間）が環境要因により左右され難い拡散燃焼とされるので、第２ピークの発生時期をメイン噴射の噴射時期から確定的に求めることができる。このため、メイン噴射の噴射時期を固定しつつプレ噴射の噴射量／噴射時期を調整することにより、前記第１ピークと第２ピークとの間隔を所期の間隔（燃焼圧力波が互いに打ち消し合うような間隔）に精度よく収めることができ、騒音抑制効果を安定的に確保することができる。

好ましくは、前記触媒が未暖機であるために前記吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されているとき、前記燃料噴射制御部は、設定した前記プレ噴射の噴射量の増大量に基づいて、前記第１ピークの高さの目標からのずれを推定するとともに、推定した当該ずれが修正されるように前記プレ噴射の噴射時期の進角量を設定する（請求項３）。

この構成によれば、燃焼騒音の抑制と触媒の暖機促進とを両立できる第１ピークの発生時期および高さが得られるように、プレ噴射の増大量および進角量を演算により適正に求めることができる。

前記構成において、より好ましくは、前記燃料噴射制御部は、前記第１ピークの高さのずれを修正するための前記プレ噴射の噴射時期の進角量が、当該プレ噴射が所定クランク角よりも進角側で開始されるような大きな値に算出された場合に、前記プレ噴射を複数回に分割して実行する（請求項４）。

この構成によれば、プレ噴射により噴射された燃料を燃焼室内の適切な位置（例えばピスン冠面に設けられるキャビティの内部）に供給しながら、燃料のペネトレーション（貫徹力）が弱まるように時期的に分割された２回の噴射をプレ噴射として実行することにより、噴射開始から着火までの期間において燃焼室内の混合気の均質化を促進することができ、あたかも噴射時期を進角させたのと同様の効果を得ることができる。これにより、燃料の空気利用率が十分に確保されたクリーンな燃焼を実現しながら、第１ピークのずれを適正に修正して燃焼騒音の抑制と触媒の暖機促進との両立を図ることができる。

以上説明したように、本発明の圧縮着火式エンジンの制御装置によれば、燃焼環境要因の変動が生じたときに、プレ噴射の態様を主導的に補正することで燃焼騒音を抑制することができる。

図１は、本発明に係る制御装置が適用されるディーゼルエンジンのシステム図である。 図２（Ａ）は、図１に示されたディーゼルエンジンのピストンの冠面部分の斜視図、図２（Ｂ）は、前記ピストンの断面付きの斜視図である。 図３は、図２（Ｂ）に示すピストン断面の拡大図である。 図４は、ピストンの冠面とインジェクタによる燃料の噴射軸との関係を説明するためのピストンの断面図である。 図５は、燃料噴射のタイミングおよび熱発生率を示すタイムチャートである。 図６は、燃焼室における混合気の生成状況を模式的に示す図である。 図７は、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。 図８は、目標熱発生特性の一例を示すグラフである。 図９（Ａ）は、プレ噴射およびメイン噴射による各燃焼により生じる熱発生率のピークを示す概略図であり、図９（Ｂ）は、圧力波の打ち消し効果を説明するための模式図である。 図１０は、触媒の暖機状態に応じた吸気弁の作動タイミングの変化を示す図である。 図１１は、目標熱発生特性の達成に影響を与える燃焼環境要因を説明するための概念図である。 図１２（Ａ）は、プレ噴射に起因する前段燃焼のピーク遅れを示す図、図１２（Ｂ）は前記ピーク遅れの予測モデル式、図１２（Ｃ）は前記予測モデル式のキャリブレーション結果を示す表形式の図である。 図１３は、図１２の予測モデル式に含まれる種々のパラメータの変動がピーク遅れに及ぼす影響を示すグラフである。 図１４（Ａ）は前段燃焼のピーク高さの予測モデル式、図１４（Ｂ）は前記予測モデル式のキャリブレーション結果を示す表形式の図である。 図１５（Ａ）は、ピーク遅れの変動が前記ピーク高さに及ぼす影響を示す模式図、図１５（Ｂ）は、噴射量の変動が前記ピーク高さに及ぼす影響を示す模式図である。 図１６は、燃料噴射制御の一例を示すフローチャートである。 図１７は、触媒の暖機が完了する前後における各種状態量の時間変化を示すタイムチャートである。 図１８は、触媒が未暖機である場合に実行される燃料噴射制御の一例を示すフローチャートである。 図１９（Ａ）は、触媒が未暖機であるときにプレ噴射の噴射量および噴射時期をともに補正しなかった場合の熱発生特性を示すグラフ、図１９（Ｂ）は、プレ噴射の噴射量のみを補正した場合の熱発生特性を示すグラフ、図１９（Ｃ）は、プレ噴射の噴射量および噴射時期の双方を補正した場合の熱発生特性を示すグラフである。 前記実施形態の変形例を説明するための図であり、図２０（Ａ）は、プレ噴射の噴射時期が進角限界に達していないときの噴射パターンを示すタイムチャート、図２０（Ｂ）は、プレ噴射の噴射時期が進角限界に達したときの噴射パターンを示すタイムチャートである。

［エンジンの全体構成］
以下、図面に基づいて、本発明に係る圧縮着火式エンジンの制御装置の実施形態を詳細に説明する。図１は、本発明に係る制御装置が適用されたディーゼルエンジンの全体構成を示すシステム図である。この図１に示す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、複数のシリンダ２を有し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４６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シリンダ２（図１ではそのうちの一つのみを示す）を有し、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である。エンジン本体１は、シリンダブロック３、シリンダヘッド４およびピストン５を備える。シリンダブロック３は、シリンダ２を形成するシリンダライナを有する。シリンダヘッド４は、シリンダブロック３の上面に取り付けられ、シリンダ２の上部開口を塞いでいる。ピストン５は、シリンダ２に往復摺動可能に収容されており、コネクティングロッド８を介してクランク軸７と連結されている。ピストン５の往復運動に応じて、クランク軸７はその中心軸回りに回転する。ピストン５の構造については、後で詳述する。

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および図４参照）、シリンダ２およびピストン５の冠面５０によって形成されている。燃焼室６には前記燃料が、後述するインジェクタ１５からの噴射によって供給される。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。

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。

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、前記吸気側開口を開閉する吸気弁１１と、前記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。なお、図示は省いているが、エンジン本体１のバルブ形式は、吸気２バルブ×排気２バルブの４バルブ形式であって、吸気ポート９および排気ポート１０は、各シリンダ２につき２つずつ設けられるとともに、吸気弁１１および排気弁１２も２つずつ設けられている。

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。吸気側動弁機構１３には、吸気弁１１の作動タイミングを変更可能な吸気ＶＶＴ１３ａが、排気側動弁機構１４には、排気弁１２の作動タイミングを変更可能な排気ＶＶＴ１４ａが、各々内蔵されている（図７参照）。本実施形態において、吸気ＶＶＴ１３ａ（排気ＶＶＴ１４ａ）は、カムシャフトの回転位相を変更することにより吸気弁１１（排気弁１２）の開時期および閉時期を同時に（同量ずつ）変更する位相式の可変機構である。なお、吸気ＶＶＴ１３ａは、本発明における「バルブ可変機構」の一例に該当する。

シリンダヘッド４には、先端部から燃焼室６内に燃料を噴射するインジェクタ１５が、各シリンダ２につき１つずつ取り付けられている。インジェクタ１５は、図略の燃料供給管を通して供給された燃料を燃焼室６に噴射する燃料噴射弁である。インジェクタ１５は、燃料を噴射する先端部（ノズル１５１；図４）が燃焼室６の径方向中心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、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４）に向けて燃料を噴射する。

インジェクタ１５は、燃料供給管を介して全シリンダ２に共通の蓄圧用コモンレール（図示せず）と接続されている。コモンレール内には、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。このコモンレール内で蓄圧された燃料が各シリンダ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。

図１には図示していないが、前記燃料ポンプと前記コモンレールとの間には、インジェクタ１５に供給される燃料の圧力（燃圧）を変更するための燃圧レギュレータ１６（図７）が設けられている。また、インジェクタ１５の内部には、インジェクタ１５からの燃料の噴射圧力である噴射圧を検出する噴射圧センサＳＮ７（図７）が備えられている。

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、ターボ過給機４６、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、図略のアクセルの踏み込み動作と連動して吸気通路３０を開閉し、吸気通路３０における吸気の流量を調整する。ターボ過給機４６は、吸気を圧縮しつつ吸気通路３０の下流側へ当該吸気を送り出す。インタークーラ３３は、過給機４６により圧縮された吸気を冷却する。サージタンク３４は、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、複数のシリンダ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る。

吸気通路３０には、エアフローセンサＳＮ３、吸気温センサＳＮ４、吸気圧センサＳＮ５、および吸気Ｏ_２センサＳＮ６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。吸気温センサＳＮ４は、インタークーラの下流側に配置され、当該部分を通過する吸気の温度を検出する。吸気圧センサＳＮ５および吸気Ｏ_２センサＳＮ６は、サージタンク３４の近傍に配置され、それぞれ当該部分を通過する吸気の圧力、吸気の酸素濃度を検出する。

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４０には排気Ｏ_２センサＳＮ８が配置されている。排気Ｏ_２センサＳＮ８は、ターボ過給機４６と排気浄化装置４１との間に配置され、当該部分を通過する排気の酸素濃度を検出する。

排気通路４０には排気浄化装置４１が設けられている。排気浄化装置４１には、排気ガス中に含まれる有害成分（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とが内蔵されている。なお、排気通路４０における排気浄化装置４１よりも下流側の位置に、ＮＯｘを還元して無害化するＮＯｘ触媒をさらに設けてもよい。

排気浄化装置４１には触媒温度センサＳＮ９が設けられている。触媒温度センサＳＮ９は、排気浄化装置４１内の触媒の温度、ここでは特に酸化触媒４２の温度を検出する。

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４４Ａと、ＥＧＲ通路４４Ａに設けられたＥＧＲ弁４５とを備える。ＥＧＲ弁４５は、ＥＧＲ通路４４Ａ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。ＥＧＲ通路４４Ａは、排気通路４０におけるターボ過給機４６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通路４４Ａには、熱交換によりＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラ（図略）が配置されている。

ターボ過給機４６は、吸気通路３０に配置されたコンプレッサ４７と、排気通路４０に配置されたタービン４８とを含む。コンプレッサ４７とタービン４８とは、タービン軸で一体回転可能に連結されている。タービン４８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。これに連動してコンプレッサ４７が回転することにより、吸気通路３０を流通する空気が圧縮（過給）される。

［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の上方部分を主に示す斜視図である。ピストン５は、上方側のピストンヘッドと、下方側に位置するスカート部とを備えるが、図２（Ａ）では、冠面５０を頂面に有する前記ピストンヘッド部分を示している。図２（Ｂ）は、ピストン５の径方向断面付きの斜視図である。図３は、図２（Ｂ）に示す径方向断面の拡大図である。なお、図２（Ａ）および（Ｂ）において、シリンダ軸方向Ａおよび燃焼室の径方向Ｂを矢印で示している。

ピストン５は、キャビティ５Ｃ、周縁平面部５５および側周面５６を含む。上述の通り、燃焼室６を区画する燃焼室壁面の一部（底面）は、ピストン５の冠面５０で形成されており、キャビティ５Ｃは、この冠面５０に備えられている。キャビティ５Ｃは、シリンダ軸方向Ａにおいて冠面５０が下方に凹没された部分であり、インジェクタ１５から燃料の噴射を受ける部分である。周縁平面部５５は、冠面５０において径方向Ｂの外周縁付近の領域に配置された環状の平面部である。キャビティ５Ｃは、周縁平面部５５を除く冠面５０の径方向Ｂの中央領域に配置されている。側周面５６は、シリンダ２の内壁面と摺接する面であり、図略のピストンリングが嵌め込まれるリング溝が複数備えられている。

キャビティ５Ｃは、第１キャビティ部５１、第２キャビティ部５２、連結部５３および山部５４を含む。第１キャビティ部５１は、冠面５０の径方向Ｂの中心領域に配置された凹部である。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の外周側に配置された、環状の凹部である。連結部５３は、第１キャビティ部５１と第２キャビティ部５２とを径方向Ｂに繋ぐ部分である。山部５４は、冠面５０（第１キャビティ部５１）の径方向Ｂの中心位置に配置された山型の凸部である。山部５４は、インジェクタ１５のノズル１５１の直下の位置に凸設されている（図４）。

第１キャビティ部５１は、第１上端部５１１、第１底部５１２および第１内側端部５１３を含む。第１上端部５１１は、第１キャビティ部５１において最も高い位置にあり、連結部５３に連なっている。第１底部５１２は、第１キャビティ部５１において最も凹没した、上面視で環状の領域である。キャビティ５Ｃ全体としても、この第１底部５１２は最深部であって、第１キャビティ部５１は、第１底部５１２においてシリンダ軸方向Ａに所定の深さ（第１の深さ）を有している。上面視において、第１底部５１２は、連結部５３に対して径方向Ｂの内側に近接した位置にある。

第１上端部５１１と第１底部５１２との間は、径方向Ｂの外側に湾曲した径方向窪み部５１４で繋がれている。径方向窪み部５１４は、連結部５３よりも径方向Ｂの外側に窪んだ部分を有している。第１内側端部５１３は、第１キャビティ部５１において最も径方向内側の位置にあり、山部５４の下端に連なっている。第１内側端部５１３と第１底部５１２との間は、裾野状に緩やかに湾曲した曲面で繋がれている。

第２キャビティ部５２は、第２内側端部５２１、第２底部５２２、第２上端部５２３、テーパ領域５２４および立ち壁領域５２５を含む。第２内側端部５２１は、第２キャビティ部５２において最も径方向内側の位置にあり、連結部５３に連なっている。第２底部５２２は、第２キャビティ部５２において最も凹没した領域である。第２キャビティ部５２は、第２底部５２２においてシリンダ軸方向Ａに第１底部５１２よりも浅い深さを備えている。つまり、第２キャビティ部５２は、第１キャビティ部５１よりもシリンダ軸方向Ａにおいて上側に位置する凹部である。第２上端部５２３は、第２キャビティ部５２において最も高い位置であって最も径方向外側に位置し、周縁平面部５５に連なっている。

テーパ領域５２４は、第２内側端部５２１から第２底部５２２に向けて延び、径方向外側へ先下がりに傾斜した面形状を有する部分である。図３に示されているように、テーパ領域５２４は、径方向Ｂに延びる水平ラインＣ１に対して傾き角αで交差する傾斜ラインＣ２に沿った傾きを有している。

立ち壁領域５２５は、第２底部５２２よりも径方向外側において、比較的急峻に立ち上がるように形成された壁面である。径方向Ｂの断面形状において、第２底部５２２から第２上端部５２３にかけて、第２キャビティ部５２の壁面が水平方向から上方向へ向かうように湾曲された曲面とされており、第２上端部５２３の近傍において垂直壁に近い壁面とされている部分が立ち壁領域５２５である。立ち壁領域５２５の上端位置に対して、立ち壁領域５２５の下方部分は、径方向Ｂの内側に位置している。これにより、混合気が燃焼室６の径方向Ｂの内側へ戻り過ぎないようにし、立ち壁領域５２５よりも径方向外側の空間（スキッシュ空間）に存在する空気をも有効に利用した燃焼を行わせることができる。

連結部５３は、径方向Ｂの断面形状において、下側に位置する第１キャビティ部５１と上側に位置する第２キャビティ部５２との間で、径方向内側にコブ状に突出する形状を有している。連結部５３は、下端部５３１および第３上端部５３２（シリンダ軸方向の上端部）と、これらの間の中央に位置する中央部５３３とを有している。下端部５３１は、第１キャビティ部５１の第１上端部５１１に対する連設部分である。第３上端部５３２は、第２キャビティ部５２の第２内側端部５２１に対する連設部分である。

シリンダ軸方向Ａにおいて、下端部５３１は連結部５３の最も下方に位置する部分、第３上端部５３２は最も上方に位置する部分である。上述のテーパ領域５２４は、第３上端部５３２から第２底部５２２に向けて延びる領域でもある。第２底部５２２は、第３上端部５３２よりも下方に位置している。つまり、本実施形態の第２キャビティ部５２は、第３上端部５３２から径方向Ｂの外側に水平に延びる底面を有しているのではなく、換言すると、第３上端部５３２から周縁平面部５５までが水平面で繋がっているのではなく、第３上端部５３２よりも下方に窪んだ第２底部５２２を有している。

山部５４は、上方に向けて突出しているが、その突出高さは連結部５３の第３上端部５３２の高さと同一であり、周縁平面部５５よりは窪んだ位置にある。山部５４は、上面視で円形の第１キャビティ部５１の中心に位置しており、これにより第１キャビティ部５１は山部５４の周囲に形成された環状溝の態様となっている。

［燃料噴射の空間的分離について］
続いて、インジェクタ１５によるキャビティ５Ｃへの燃料噴射状況、および噴射後の混合気の流れについて、図４に基づいて説明する。図４は、燃焼室６の簡略的な断面図であって、冠面５０（キャビティ５Ｃ）とインジェクタ１５から噴射される噴射燃料１５Ｅの噴射軸ＡＸとの関係と、噴射後の混合気の流れを模式的に表す矢印Ｆ１１、Ｆ１２、Ｆ１３、Ｆ２１、Ｆ２２、Ｆ２３とが示されている。

インジェクタ１５は、燃焼室天井面６Ｕ（シリンダヘッド４の下面）から燃焼室６へ下方に突出するように配置されたノズル１５１を備えている。ノズル１５１は、燃焼室６内へ燃料を噴射する噴射孔１５２を備えている。図４では一つの噴射孔１５２を示しているが、実際は複数個の噴射孔１５２がノズル１５１の周方向に等ピッチで配列されている。噴射孔１５２から噴射される燃料は、図中の噴射軸ＡＸに沿って噴射される。噴射された燃料は、噴霧角θをもって拡散する。図４には、噴射軸ＡＸに対する上方向への拡散を示す上拡散軸ＡＸ１と、下方向への拡散を示す下拡散軸ＡＸ２とが示されている。噴霧角θは、上拡散軸ＡＸ１と下拡散軸ＡＸ２とがなす角である。

噴射孔１５２は、キャビティ５Ｃの連結部５３に向けて燃料を噴射可能である。すなわち、ピストン５の所定のクランク角において噴射孔１５２から燃料噴射動作を行わせることで、噴射軸ＡＸを連結部５３に指向させることができる。図４は、前記所定のクランク角における噴射軸ＡＸとキャビティ５Ｃとの位置関係を示している。噴射孔１５２から噴射された燃料は、燃焼室６の空気と混合されて混合気を形成しつつ、連結部５３に吹き当たることになる。

図４に示すように、噴射軸ＡＸに沿って連結部５３に向けて噴射された燃料１５Ｅは、連結部５３に衝突し、その後、第１キャビティ部５１の方向（下方向）へ向かうもの（矢印Ｆ１１）と、第２キャビティ部５２の方向（上方向）へ向かうもの（矢印Ｆ２１）とに空間的に分離される。すなわち、連結部５３の中央部５３３を指向して噴射された燃料は、上下に分離され、その後は各々第１、第２キャビティ部５１、５２に存在する空気と混合しながら、これらキャビティ部５１、５２の面形状に沿って流動する。

詳しくは、矢印Ｆ１１の方向（下方向）に向かう混合気は、連結部５３の下端部５３１から第１キャビティ部５１の径方向窪み部５１４へ入り込み、下方向に流れる。その後、混合気は、径方向窪み部５１４の湾曲形状によって流動方向を下方向から径方向Ｂの内側方向へ変え、矢印Ｆ１２で示すように、第１底部５１２を有する第１キャビティ部５１の底面形状に倣って流動する。この際、混合気は、第１キャビティ部５１の空気と混合して濃度を薄めて行く。山部５４が存在することによって、第１キャビティ部５１の底面は径方向中央に向けてせり上がる形状を有している。したがって、矢印Ｆ１２方向に流動する混合気は上方に持ち上げられ、ついには矢印Ｆ１３で示すように、燃焼室天井面６Ｕから径方向外側へ向かうように流動する。このような流動の際にも、前記混合気は燃焼室６内に残存する空気と混合し、均質で薄い混合気となってゆく。

一方、矢印Ｆ２１の方向（上方向）に向かう混合気は、連結部５３の第３上端部５３２から第２キャビティ部５２のテーパ領域５２４に入り込み、テーパ領域５２４の傾きに沿って斜め下方に向かう。そして、矢印Ｆ２２で示すように、前記混合気は第２底部５２２に至る。ここで、テーパ領域５２４は噴射軸ＡＸに沿う傾きを持つ面とされている。このため、前記混合気は径方向外側へスムースに流動することができる。つまり前記混合気は、テーパ領域５２４の存在、並びに、連結部５３の第３上端部５３２も下方に位置する第２底部５２２の存在によって、燃焼室６の径方向外側の奥深い位置まで到達することができる。

しかる後、前記混合気は、第２底部５２２から立ち壁領域５２５の間の立ち上がり曲面によって上方に持ち上げられ、燃焼室天井面６Ｕから径方向内側へ向かうように流動する。このような、矢印Ｆ２２で示す流動の際に、前記混合気は第２キャビティ部５２内の空気と混合し、均質で薄い混合気となって行く。ここで、第２底部５２２よりも径方向外側に、概ね上下方向に延びる立ち壁領域５２５が存在することで、噴射された燃料（混合気）がシリンダ２の内周壁（一般に、図略のライナーが存在する）に到達することが阻止される。つまり、前記混合気は、第２底部５２２の形成によって燃焼室６の径方向外側付近まで流動できるが、立ち壁領域５２５の存在によって、シリンダ２の内周壁との干渉は抑止される。このため、前記干渉による冷損の発生を抑制することができる。

ここで、立ち壁領域５２５は、その下方部分が、上端位置に対して径方向Ｂの内側に位置する形状を備えている。このため、矢印Ｆ２２で示す流動は過度に強くならず、混合気が径方向Ｂの内側へ戻り過ぎないようにすることができる。矢印Ｆ２２の流動が強すぎると、一部燃焼している混合気が新たに噴射された燃料の拡散が十分に進行する前に当該燃料と衝突し、燃料との反応に利用される空気の割合である空気利用率が低下し、煤などを発生させる。しかし、本実施形態の立ち壁領域５２５は、径方向外側に抉れた形状を備えておらず、矢印Ｆ２２の流動は抑制的となり、矢印Ｆ２３にて示す径方向Ｂの外側へ向かう流動も生成する。とりわけ、燃焼後期では逆スッキシュ流に牽引されることもあり、矢印Ｆ２３の流動が生じ易くなる。したがって、立ち壁領域２５２よりも径方向外側の空間（周縁平面部５５上のスキッシュ空間）に存在する空気も有効に利用した燃焼を行わせることができる。これにより、煤の発生などを抑止し、燃焼室６全体の空気を利用したエミッション性に優れた燃焼を実現させることができる。

以上の通り、噴射軸ＡＸに沿って連結部５３に向けて噴射された燃料が連結部５３に衝突して空間的に分離され、第１、第２キャビティ部５１、５２の空間に各々存在する空気を利用した燃焼（空気利用率の高い燃焼）が実現されることにより、燃焼時に煤などの発生を抑制することができる。

［燃料噴射の時間的分離について］
本実施形態では、上述した燃料噴射の空間的分離に加え、時間的にも分離して、より燃焼室６内の空気を有効活用する例を示す。図５は、インジェクタ１５からキャビティ５Ｃに燃料を噴射するときの噴射パターンの一例と、この燃料噴射により発生する熱発生率の波形である熱発生特性Ｈとを示すタイムチャートである。本実施形態では、予混合圧縮着火燃焼（Premixed Compression Ignition combustion；以下、ＰＣＩ燃焼という）が適用される運転領域が予め定められており、図５に示される噴射パターンは、このＰＣＩ燃焼が適用される運転領域（以下、ＰＣＩ領域という）での運転時に選択される噴射パターンの一例を示している。インジェクタ１５による燃料噴射の動作は、後述の燃料噴射制御部７２（図７参照）によって制御される。燃料噴射制御部７２は、ＰＣＩ領域での運転時に、エンジンの各燃焼サイクルにおいて、噴射時期の早いプレ噴射Ｐ１と、噴射時期の遅いメイン噴射Ｐ３とを少なくとも実行させる。なお、図５では、プレ噴射Ｐ１とメイン噴射Ｐ３との間に中段噴射Ｐ２が実行される例が示されている。

プレ噴射Ｐ１は、圧縮上死点（ＴＤＣ）よりも早いタイミングで実行される燃料噴射である。図５では、－２０°ＣＡから－１０°ＣＡの期間内にプレ噴射Ｐ１が実行される例を示している。なお、「°ＣＡ」はクランク角を表し、マイナスのクランク角はＴＤＣよりも進角側であることを、プラスのクランク角はＴＤＣよりも遅角側であることを、それぞれ示している。プレ噴射Ｐ１によりＴＤＣよりも早いタイミングで噴射された燃料は、空気と十分に混合された後に自着火により燃焼する（ＰＣＩ燃焼）。言い換えると、プレ噴射Ｐ１の噴射時期のＴＤＣに対する進角量は、当該プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料がＰＣＩ燃焼（予混合圧縮着火燃焼）するような値に設定される。

メイン噴射Ｐ３は、プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料の着火後（燃焼中）でかつピストン５が圧縮上死点（ＴＤＣ）付近に位置するタイミングで実行される燃料噴射である。図５では、ＴＤＣよりもやや遅角側のタイミングでメイン噴射Ｐ３が開始される例を示している。より詳しくは、メイン噴射Ｐ３の開始時期は、プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料の燃焼（ＰＣＩ燃焼）に起因して生じる熱発生率のピーク、つまり図５の熱発生特性ＨにおいてＴＤＣ付近に形成されるピーク（後述する図９（Ａ）の第１ピークＨＡｐに対応）の発生時期と同時かもしくはこれよりも遅角側のタイミングに設定される。図５では、前記ＰＣＩ燃焼による熱発生率のピーク（第１ピーク）の発生時期よりもやや遅角側のタイミングでメイン噴射Ｐ３が開始される例を示している。メイン噴射Ｐ３によりＰＣＩ燃焼中に噴射された燃料は、噴射開始からごく短時間のうちに自着火に至る。このようなメイン噴射Ｐ３に基づく燃焼は、ＰＣＩ燃焼ではなく拡散燃焼となる。

本実施形態において、燃料の噴射率の最大値はプレ噴射Ｐ１とメイン噴射Ｐ３とで同一であるが、燃料の噴射期間はプレ噴射Ｐ１の方が長く設定されている。すなわち、本実施形態では、ＰＣＩ領域において、メイン噴射Ｐ３の噴射量よりもプレ噴射Ｐ１の噴射量の方が多くなるようにインジェクタ１５が制御される。

中段噴射Ｐ２は、プレ噴射Ｐ１とメイン噴射Ｐ３との間において、各噴射Ｐ１，Ｐ３のいずれよりも少量の燃料を噴射する。中段噴射Ｐ２は、熱発生特性Ｈにおけるピーク間の谷部（２～３°ＣＡ付近の谷部）を可及的に小さくして消音を図る目的で実行されるが、この中段噴射Ｐ２を省くことも可能である。

ここで、上述した連結部５３を指向した燃料噴射は、プレ噴射Ｐ１の際に実行される。メイン噴射Ｐ３は、プレ噴射Ｐ１にて噴射された燃料（混合気）が、上述の通り下側の第１キャビティ部５１と上側の第２キャビティ部５２とに空間的に分離された後に、その分離された上下の混合気間に噴射される噴射である。この点を図６に基づいて説明する。図６は、メイン噴射Ｐ３が終了するタイミングにおける、燃焼室６での混合気の生成状況を模式的に示す図である。

プレ噴射Ｐ１による噴射燃料は、燃焼室６内の空気と混合されて混合気となりつつ、連結部５３に吹き当たる。連結部５３への吹き当たりによって当該混合気は、図６に示すように、第１キャビティ部５１へ向かう下側混合気Ｍ１１と、第２キャビティ部５２へ向かう上側混合気Ｍ１２とに分離される。これが上述した混合気の空間的分離である。メイン噴射Ｐ３は、プレ噴射Ｐ１にて噴射された燃料（混合気）が第１、第２キャビティ部５１、５２の空間に入り込んで空間的に分離された後に、その分離された２つの混合気間の空間に残存する空気を利用して新たな混合気を形成するべく実行される噴射である。

図６に基づきさらに説明を加える。メイン噴射Ｐ３の実行タイミングではピストン５はほぼＴＤＣの位置にあるので、当該メイン噴射Ｐ３の燃料は、連結部５３のやや下方位置を指向して噴射されることになる。先に噴射されたプレ噴射Ｐ１の下側混合気Ｍ１１、上側混合気Ｍ１２は、各々第１キャビティ部５１、第２キャビティ部５２に入り込み、それぞれの空間の空気と混合して稀釈化が進行している。メイン噴射Ｐ３が開始される直前は、下側混合気Ｍ１１と上側混合気Ｍ１２との間に未使用の空気（燃料と混合していない空気）が存在する状態である。このような未使用空気層の形成に、第１キャビティ部５１のエッグシェープ形状が貢献する。メイン噴射Ｐ３の噴射燃料は、下側混合気Ｍ１１と上側混合気Ｍ１２との間に入り込む形態となり、前記未使用の空気と混合されて第２混合気Ｍ２となる。これが燃料噴射の時間的分離である。以上の通り、本実施形態では、燃料噴射の空間的、時間的分離によって、燃焼室６に存在する空気を有効利用した燃焼を実現させることができる。

［制御構成］
図７は、前記ディーゼルエンジンシステムの制御構成を示すブロック図である。本実施形態のエンジンシステムは、プロセッサ７０によって統括的に制御される。プロセッサ７０は、ＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等から構成される。プロセッサ７０には、車両に搭載された各種センサからの検出信号が入力される。先に説明したセンサＳＮ１～ＳＮ９に加え、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ＳＮ１０と、車両の外気の圧力（大気圧）を計測する大気圧センサＳＮ１１と、車両の外気の温度（外気温）を計測する外気温センサＳＮ１２とが備えられている。

プロセッサ７０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、吸気温センサＳＮ４、吸気圧センサＳＮ５、吸気Ｏ_２センサＳＮ６、噴射圧センサＳＮ７、排気Ｏ_２センサＳＮ８、触媒温度センサＳＮ９、アクセル開度センサＳＮ１０、大気圧センサＳＮ１１、および外気温センサＳＮ１２と電気的に接続されている。これらのセンサＳＮ１～ＳＮ１２によって検出された情報、すなわち、クランク角、エンジン回転数、エンジン水温、吸気流量、吸気温、吸気圧、吸気酸素濃度、燃圧（インジェクタ１５の噴射圧）、排気酸素濃度、触媒温度、アクセル開度、大気圧、外気温等の情報がプロセッサ７０に逐次入力される。

プロセッサ７０は、前記各センサＳＮ１～ＳＮ１２他からの入力信号に基づいて種々の判定や演算等を実行しつつエンジンの各部を制御する。すなわち、プロセッサ７０は、吸気ＶＶＴ１３ａ、排気ＶＶＴ１４ａ、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４５等と電気的に接続されており、前記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。

プロセッサ７０は、機能的に、運転状態判定部７１、燃料噴射制御部７２、触媒暖機判定部７７、バルブタイミング制御部７８、および記憶部７９を備えている。

運転状態判定部７１は、クランク角センサＳＮ１の検出値に基づくエンジン回転数と、アクセル開度センサＳＮ１０の検出値（アクセルペダルの開度情報）に基づくエンジン負荷などから、エンジンの運転状態を判定するモジュールである。例えば、運転状態判定部７１は、現状のエンジンの運転領域が、上述したプレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３が実行される（予混合圧縮着火燃焼が実行される）ＰＣＩ領域であるか否かを判定する。

燃料噴射制御部７２は、インジェクタ１５による燃料の噴射動作を制御する制御モジュールである。前記ＰＣＩ領域でエンジンが運転されているとき、燃料噴射制御部７２は、エンジンの燃焼サイクルごとに、圧縮上死点より前の所定のタイミングで燃料を噴射させるプレ噴射Ｐ１と、ピストン５が圧縮上死点付近に位置するタイミングで燃料噴射を行わせるメイン噴射Ｐ３と、を少なくとも含む複数回の燃料噴射をインジェクタ１５に実行させる。

さらに、燃料噴射制御部７２は、機能的に、噴射パターン選択部７３、設定部７４、予測部７５、および補正部７６を備えている。

噴射パターン選択部７３は、インジェクタ１５からの燃料噴射のパターンを、各種の条件に応じて設定する。少なくとも前記ＰＣＩ領域において、噴射パターン選択部７３は、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を含む燃料噴射のパターンを設定する。

設定部７４は、インジェクタ１５からの燃料の噴射量および噴射時期を、各種の条件に応じて設定する。例えば、設定部７４は、アクセル開度センサＳＮ１０の検出値等から特定されるエンジン負荷が高いほど（言い換えるとアクセル開度が高いほど）燃料の噴射量が多くなるように、インジェクタ１５を制御する。すなわち、アクセル開度の高い高負荷条件では、エンジンに高い出力トルクが要求されているので、設定部７４は、この要求トルクに見合った高い熱量を発生させるべく、１燃焼サイクルあたりの燃料の噴射量（燃料を分割噴射する場合はその総量）を増大させる。

また、前記ＰＣＩ領域において、設定部７４は、プレ噴射Ｐ１に伴う燃焼室６内の熱発生率の上昇ピークである第１ピークと、メイン噴射Ｐ３に伴う燃焼室６内の熱発生率の上昇ピークである第２ピークとを含む目標熱発生特性が得られるように、インジェクタ１５からの燃料の噴射量および噴射時期を設定する。図８に、目標熱発生特性Ｈｓの一例を示す。例示された目標熱発生特性Ｈｓでは、４°ＣＡ付近に前記第１ピークが、８°ＣＡ付近に前記第２ピークが各々表れている。

さらに、設定部７４は、前記第１ピークが発生する時期と前記第２ピークが発生する時期とのピーク間隔が、プレ噴射Ｐ１の燃料の燃焼に起因して生じる圧力波とメイン噴射Ｐ３の燃料の燃焼に起因して生じる圧力波とが互いに打ち消し合う間隔となるように、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３の噴射時期を設定する。これにより、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３によって各々発生する燃焼騒音どうしが打ち消し合うこととなり、ディーゼルノック音等の燃焼騒音を十分に低いレベルに抑制することができる。これらについては、後で詳述する。

プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３が少なくとも実行される前記ＰＣＩ領域での運転時、燃料の着火時期は、最も早いタイミングで比較的多くの燃料を噴射するプレ噴射Ｐ１の実行状況に主に支配される。言い換えると、ＰＣＩ領域では、プレ噴射Ｐ１の態様（噴射量、噴射時期）を定めれば、その後の燃料噴射（中段噴射Ｐ２およびメイン噴射Ｐ３）に伴う燃焼は比較的ロバスト性の高いものとなる。したがって、本実施形態では、ＰＣＩ領域での運転時に、プレ噴射Ｐ１の噴射量および噴射時期を主導的に調整し、これによって前記第１ピークと前記第２ピークとの高さ比率を目標値に近づけかつ前記第１ピークと第２ピークとの間隔（インターバル）を目標値に近づけるようにしている。なお、メイン噴射Ｐ３の態様（噴射量や噴射時期）を主導的に変更した場合には、燃焼期間が全体的にシフトし、燃費性能やトルクに影響を及ぼすことがある。

予測部７５は、ＰＣＩ領域での運転時に、設定部７４が目標熱発生特性Ｈｓに基づいて設定した燃料噴射（プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３等）の噴射量および噴射時期と、燃焼室６での燃焼に影響を与える所定の燃焼環境要因とに基づいて、現状のコンデション下で生じる熱発生特性を予測する処理を実行する。例えば、予測部７５は、プレ噴射Ｐ１の噴射量および噴射時期と前記燃焼環境要因とに基づいて、プレ噴射Ｐ１に伴い生じる熱発生率のピークである第１ピークの発生時期と、当該第１ピークの高さ（ピーク値）とを予測する処理を実行する。

予測部７５は、この予測のために所定の予測モデル式を用いる（図１２～図１５に基づき後述する）。前記第１ピークの発生時期および高さは、各種センサＳＮ１～ＳＮ１２の検出結果に基づきフィードバック制御により調整することも可能である。しかしながら、フィードバック制御では、現にディーゼルノック音が発生してしまうことがあり、ドライバーに不快感を与えかねない。そこで、予測部７５は、前記予測モデル式を用いたフィードフォワード方式により、前記第１ピークの発生時期および高さを予測するとともに、予測した発生時期および高さとそれぞれの目標値（つまり目標熱発生特性Ｈｓに規定される第１ピークの発生時期および高さ）とのずれを予測する。

補正部７６は、予測部７５により予測された前記第１ピークの発生時期および高さに基づいて、設定部７４が設定したプレ噴射Ｐ１の噴射量もしくは燃料時期を補正する。すなわち、補正部７６は、燃焼環境要因を参照して予測部７５により求められた前記第１ピークの発生時期および高さの予測値と、目標熱発生特性Ｈｓにおける対応する値（目標値）との乖離を解消させるように、プレ噴射Ｐ１の噴射量もしくは燃料時期を補正する。つまり、ディーゼルノック音が発生してしまう前に、前記乖離を解消する補正が行われる。

触媒暖機判定部７７は、触媒温度センサＳＮ９の検出値に基づいて触媒の暖機状態を判定する。具体的に、触媒暖機判定部７７は、触媒温度センサＳＮ９により検出された触媒の温度（ここでは酸化触媒４２の温度）が予め定められた閾値（例えば有害物質の浄化率が５０％以上になる活性化温度）に達している場合に触媒の暖機が完了したと判定し、当該閾値未満である場合に触媒が未暖機であると判定する。

バルブタイミング制御部７８は、吸気弁１１および排気弁１２の作動タイミングがエンジンの状態に応じた適切なタイミングとなるように、エンジン負荷や回転速度等の諸条件に応じて吸気ＶＶＴ１３ａおよび排気ＶＶＴ１４ａの駆動を制御する。

例えば、バルブタイミング制御部７８は、触媒暖機判定部７７により判定される触媒の暖機状態に応じて吸気弁１１の作動タイミングが変更されるように吸気ＶＶＴ１３ａを制御する。図１０は、このことを説明するための図である。本図において、波形ＩＮ，ＩＮ’は吸気弁１１のリフトカーブを示し、ＩＮ’（破線）は触媒が未暖機であるときのものを、ＩＮ（実線）はエンジン負荷および回転数が同一の条件下で触媒が暖機済みであるときのものをそれぞれ示している。また、波形ＥＸは排気弁１２のリフトカーブを示している。この図１０に示すように、触媒が未暖機のときの吸気弁１１の作動タイミング（波形ＩＮ’）は、エンジン負荷および回転数が同一の条件下で触媒が暖機済みであるときの作動タイミング（波形ＩＮ）よりも遅角側にシフトされる。これにより、吸気弁１１の閉時期（以下、吸気閉弁時期ともいう）は、吸気下死点（右側のＢＤＣ）以降の範囲において、触媒が未暖機のときの方が暖機済みのときよりも吸気下死点に対しより遅角側に設定される。言い換えると、吸気閉弁時期は、触媒が未暖機のときの吸気下死点に対する遅角量が、触媒が暖機済みであるときのそれよりも増大するように制御される。

前記のように吸気弁閉弁時期が制御されるのは、エンジンの排気損失を増大させて触媒の暖機（活性化）を促進するためである。すなわち、吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されると、エンジン本体１の有効圧縮比が低下するとともに、燃焼室６に導入される空気の量も低下するので、圧縮上死点における燃焼室６の温度・圧力が低下し、燃焼が緩慢化する。これにより、ピストン５を押し下げる仕事に変換されることなく排出される熱量、つまり排気損失が増大するので、触媒に導入される排気ガスの温度が上昇し、触媒の暖機が促進される。

記憶部７９は、燃料噴射制御部７２の予測部７５が所定の演算処理を行う際に用いる予測モデル式を記憶している。予測モデル式は、所定の燃焼環境要因に基づいて、前記第１ピークの発生時期および高さの目標値（目標熱発生特性Ｈｓによる規定値）に対する変動を予測する式である。なお、前記燃焼環境要因は、各センサＳＮ１～１２の計測値から直接的または間接的に導出されるものであり、例えば燃焼室６の壁面温度、筒内圧、筒内ガス温度、筒内酸素濃度、噴射圧などが含まれる。

［二段熱発生率と騒音相殺］
図９（Ａ）は、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３の各燃焼により生じる熱発生率の波形を示す図である。図９（Ａ）では、波形の特徴がより分かり易くなるように、図５に示した熱発生特性Ｈを多少デフォルメして図示している。

熱発生特性Ｈは、プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料の燃焼に伴い生じる熱発生率の波形である前段燃焼部分ＨＡと、メイン噴射Ｐ３により噴射された燃料の燃焼に伴い生じる熱発生率の波形である後段燃焼部分ＨＢとを有する。前段燃焼部分ＨＡおよび後段燃焼部分ＨＢは、それぞれ山型の波形を呈するとともに、その頂点に、最も熱発生率が高い第１ピークＨＡｐおよび第２ピークＨＢｐを有する。これら第１・第２ピークＨＡｐ，ＨＢｐに対応して、燃焼圧力の変化率（上昇率）にも２つのピークが生じることとなる。

第１ピークＨＡｐにおける熱発生率の値（ピーク値）であるピーク高さＸＡと、第２ピークＨＢｐにおける熱発生率の値（ピーク値）であるピーク高さＸＢとを比較した場合、図９（Ａ）に例示される熱発生特性では、第１ピークＨＡｐの高さＸＡの方が第２ピークＨＢｐの高さＸＢよりも小さくなっている。ただし、第１ピークＨＡｐの高さＸＡまたは第２ピークＨＢｐの高さＸＢのいずれかが傑出して高いと、これに起因して燃焼騒音が大きくなる。したがって、第１ピークＨＡｐの高さＸＡと第２ピークＨＢｐの高さＸＢとの差が過大にならないように、前段燃焼部分ＨＡと後段燃焼部分ＨＢとの熱発生割合を制御することが望ましい。

また、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡと第２ピークＨＢｐの発生時期ＹＢとの間隔をピーク間隔Ｚとする。このピーク間隔Ｚも、燃焼騒音に大きな影響を与える。すなわち、ピーク間隔Ｚを、前段燃焼部分ＨＡの燃焼に起因する圧力波（音波）と、後段燃焼部分ＨＢの燃焼に起因する圧力波とが互いに打ち消し合う間隔とすれば、周波数効果によって表出する圧力波（燃焼騒音）を抑制することができる。この点につき、図９（Ｂ）に基づき説明を加える。

図９（Ｂ）は、圧力波の打ち消し効果を説明するための模式図である。この図９（Ｂ）では、図９（Ａ）に示したピーク間隔Ｚが、前段燃焼部分ＨＡおよび後段燃焼部分ＨＢの各々の燃焼に起因する圧力波が互いに打ち消し合う間隔に設定されていた場合の各圧力波を示している。図９（Ｂ）において、前段燃焼部分ＨＡの燃焼に起因して発生する前段圧力波をＥＡｗ、後段燃焼部分ＨＢの燃焼に起因して発生する後段圧力波をＥＢｗとすると、これら前段圧力波ＥＡｗおよび後段圧力波ＥＢｗは、ともに圧縮着火燃焼に起因して生じる圧力波であり、その周期は基本的に同一値Ｆｗとなる。この場合において、図９（Ａ）に示したピーク間隔Ｚがこの前段圧力波ＥＡｗおよび後段圧力波ＥＢｗの周期Ｆｗの１／２倍に設定されていたとすると、図９（Ｂ）に示すように、前段圧力波ＥＡｗと後段圧力波ＥＢｗとは逆位相となって互いに打ち消し合うように干渉し、その合成波ＥＭの振幅は大幅に低減される。これが圧力波（燃焼騒音）の打ち消し効果である。

なお、前段圧力波ＥＡｗの振幅と後段圧力波ＥＢｗの振幅とは、第１ピークＨＡｐおよび第２ピークＨＢｐの各高さＸＡ，ＸＢに応じた値となり、必ずしも同一になるわけではない。すなわち、プレ噴射Ｐ１の噴射量／噴射時期と、メイン噴射Ｐ３の噴射量／噴射時期とは、それぞれ、エンジンの燃費や出力トルク等の種々の要求を勘案して定められるものであり、多くのケースでは、第２ピークＨＢｐの高さＸＢの方が第１ピークＨＡｐの高さＸＡよりも幾分大きくなるように設定される（これにより後段圧力波ＥＢｗの振幅の方が前段圧力波ＥＡｗの振幅よりも大きくなる）。このため、各圧力波ＥＡｗ，ＥＢｗが逆位相になるようにピーク間隔Ｚを周期Ｆｗの１／２倍（もしくはその近傍値）に設定する前記対策を採ったとしても、図９（Ｂ）に示すように、合成後の圧力波形である合成波ＥＭの振幅はゼロにはならない。しかしながら、仮にピーク間隔Ｚが周期Ｆｗの１／２倍から乖離した値に設定されていた場合に比べれば、合成波ＥＭの振幅（ひいては燃焼騒音）を小さくする効果は十分なものとなる。

例えば、図９（Ａ）に一点鎖線の波形で示す比較例のように、第１ピークＨＡｐの発生時期が所期のものからずれて、結果としてピーク間隔Ｚが周期Ｆｗの１／２倍から乖離した値になったとする。この場合には、前段圧力波ＥＡｗと後段圧力波ＥＢｗとは完全な逆位相とはならないので、両圧力波ＥＡｗ，ＥＢｗの打ち消し効果は減退し、場合によっては合成波ＥＭが逆に増幅されてしまう。例えば、両圧力波ＥＡｗ，ＥＢｗが同位相となった場合には、合成波ＥＭは両圧力波ＥＡｗ，ＥＢｗが合算されて大きな振幅となる。つまり、燃焼騒音が増大してしまう。

以上の事情から、本実施形態では、燃焼騒音を可及的に低減するべく、第１ピークＨＡｐと第２ピークＨＢｐとの間隔（ピーク間隔Ｚ）が、前段圧力波ＥＡｗと後段圧力波ＥＢｗとが互いに打ち消し合う間隔（≒１／２×Ｆｗ）となるように、設定部７４によってインジェクタ１５からの燃料の噴射量および噴射時期が設定される。すなわち、設定部７４は、圧力波（燃焼騒音）の打ち消し効果を発揮できる目標熱発生特性Ｈｓを設定し、当該目標熱発生特性Ｈｓを達成する燃焼が行われるように、プレ噴射Ｐ１またはメイン噴射Ｐ３（とりわけプレ噴射Ｐ１）における噴射量および噴射時期を調整する。

［予測モデル式について］
続いて、前記ＰＣＩ領域での運転時に予測部７５が使用する予測モデル式の具体例について説明する。図１１は、目標熱発生特性の達成に影響を与える燃焼環境要因を説明するための図である。図１１の左上に示すような目標熱発生特性Ｈｓが、記憶部７９に記憶されているとする。燃焼環境要因が想定している標準範囲内であれば、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を含む各燃料噴射の噴射量および噴射時期を、所定の基準量および基準時期に設定することにより、目標熱発生特性Ｈｓに沿った燃焼を燃焼室６で実現することができる。ここで、燃料噴射の基準量および基準時期は、燃焼環境要因が標準範囲内であるときに目標熱発生特性Ｈｓを得ることが可能な噴射量および噴射時期として、記憶部７９に予め記憶されている。これら基準量および基準時期は、主に、アクセル開度等から特定されるエンジン負荷やエンジン回転数に応じて可変的に設定される。例えば、基準量は、アクセル開度（エンジン負荷）が高くなるほど増大され、基準時期は、基準量の変化に応じて進角または遅角される。

しかしながら、燃焼環境要因が標準範囲から外れた場合、燃焼室６の筒内状態量が変化する。このような状況下で前記基準量および基準時期を採用しても、目標熱発生特性Ｈｓを得ることができない場合が生じる。例えば、図１１の左下に示したような、過早着火や着火遅れが生じる可能性がある。過早着火は、混合気への着火が所期のタイミングよりも早くなる結果として、前段燃焼部分ＨＡが過剰に高い熱発生率を持ってしまうケースである。着火遅れは、混合気への着火が所期のタイミングよりも遅れる結果、後段燃焼部分ＨＢが過剰に高い熱発生率を持ってしまうケースである。

筒内状態量に影響を与える主要な燃焼環境要因は、図１１の右欄に列挙されているように、燃焼室６の壁面温度、筒内圧、筒内ガス温度、筒内酸素濃度、エンジン回転数、燃料の噴射量、噴射時期、および噴射圧である。例えば、壁面温度、筒内圧、および筒内ガス温度は、外気温や外気圧、エンジン冷却水の温度によって変動する。また、筒内酸素濃度は、燃焼室６へ取り入れるＥＧＲガス量などによって変動する。さらに、運転状態が大きく変化する際の過渡的な要因によっても、燃焼環境要因は変動し得る。なお、ここでいう燃焼室６の壁面温度とは、シリンダ２を規定するシリンダブロック３の内周壁の温度のことであり、筒内圧とは、燃焼室６の内部ガスの圧力のことであり、筒内ガス温度とは、燃焼室６の内部ガスの温度のことであり、筒内酸素濃度とは、燃焼室６の内部ガス中の酸素濃度のことである。また、燃焼室６の内部ガスとは、燃焼の開始前（かつ吸気行程の終了後）に燃焼室６内に存在する全ガスのことであり、ＥＧＲが実行されている場合は燃焼室６内に導入された空気とＥＧＲガスとの混合ガスのことである。

図１２は、熱発生特性Ｈにおける前段燃焼部分ＨＡの第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡを予測するモデル式を説明するための図である。図１２（Ａ）に示すように、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡは、プレ噴射Ｐ１の開始時期から、第１ピークＨＡｐが生じるまでの期間である「ピーク遅れ」として予測される。

図１２（Ｂ）には、前記ピーク遅れの予測モデル式が示されている。ここでは、種々のパラメータの変動が前記ピーク遅れに及ぼす影響が、アレニウス型の予測式で表現されている。この予測式の右辺は、図１１の右欄に列挙された各燃焼環境要因をパラメータとする多項式である。すなわち、ピーク遅れは、所定の係数Ａに、燃料の噴射量、噴射時期、噴射圧、筒内圧、筒内ガス温度、壁面温度、筒内酸素濃度、エンジン回転数の各パラメータに対応する複数の項目を掛け合せた多項式で表現される。係数Ａは、右辺の値を全体的に変動させる切片である。燃料の噴射量、噴射時期‥‥等の各パラメータに付されている指数Ｂ～Ｉは、そのパラメータの感度を示すものであり、プラス符号のものは比例、マイナス符号のものは反比例の意味を持つ。なお、前記の項目に、エンジン油温などを加えるようにしても良い。

図１２（Ｃ）は前記予測モデル式のキャリブレーション結果を示す表形式の図であり、係数Ａの値、および指数Ｂ～Ｉの値を示している。この結果は、燃料の噴射量、噴射時期‥‥等の前記各パラメータを初期値から種々変化させた場合に生じる燃焼波形のデータを燃焼シミュレーション等により取得し、取得した多数のデータに基づいて、各パラメータとピーク遅れとの関係を重回帰分析により特定したものである。なお、この予測モデル式によるピーク遅れの予測結果（第１ピークＨＡｐが生じるクランク角）と、実測によるピーク遅れと差である予実差は、±２ｄｅｇ以下であることが確認されている。

図１３は、図１２の予測モデル式に含まれるパラメータのうち、噴射量、噴射時期、筒内圧、および筒内ガス温度の各変動がピーク遅れに及ぼす影響を説明するためのグラフである。この図１３のグラフにおいて、横軸のパラメータ変化率とは、各パラメータの初期値を１００としたときに当該初期値に対する変化率を表す値であり、縦軸のピーク遅れ変化率とは、ピーク遅れの初期値（つまり各パラメータが全て初期値であったときに得られるピーク遅れ）を１００としたときに当該初期値に対する変化率を表す値である。言い換えると、図１３のグラフでは、各パラメータの変動およびそれに伴うピーク遅れの変動が、それぞれの初期値（１００）を基準とした無次元化量で表されている。この場合に、噴射量は、横軸の値が１００より大きく（小さく）なるほど初期値から増大（減少）したことになり、噴射時期は、横軸の値が１００より大きく（小さく）なるほど初期値から進角（遅角）したことになり、筒内圧は、横軸の値が１００より大きく（小さく）なるほど初期値から上昇（低下）したことになり、筒内ガス温度は、横軸の値が１００より大きく（小さく）なるほど初期値から上昇（低下）したことになる。また、ピーク遅れは、縦軸の値が１００より大きく（小さく）なるほどピーク遅れが長く（短く）なったことになる。

図１３のグラフから理解されるように、噴射量、噴射時期、筒内圧、および筒内ガス温度の各パラメータは、それ以外のパラメータが一定であることを条件に、それぞれ次のようにピーク遅れに影響する。
・噴射量が増大（減少）するほどピーク遅れは短く（長く）なる。
・噴射時期が進角（遅角）するほどピーク遅れは長く（短く）なる。
・筒内圧が上昇（低下）するほどピーク遅れは短く（長く）なる。
・筒内ガス温度が上昇（低下）するほどピーク遅れは短く（長く）なる。

次に、第１ピークＨＡｐの高さＸＡの予測モデル式について、図１４を参照しつつ説明する。図１４（Ａ）に示すように、第１ピークＨＡｐの高さＸＡ（以下、単にピーク高さともいう）は、図１２に示した「ピーク遅れ」の予測モデル式と、公知の燃焼効率予測モデル式とを組み合わせたアレニウス型の予測式を用いて求めることができる。この予測式の右辺は、所定の係数Ａに、上述のピーク遅れ、燃焼効率、エンジン回転数、噴射量の各パラメータに対応する複数の項目を掛け合せた多項式である。図１４（Ｂ）は、図１４（Ａ）の予測モデル式のキャリブレーション結果を示す表形式の図であり、重回帰分析により得られた係数Ａの値、および指数Ｂ～Ｅの値を示している。

図１５（Ａ）は、ピーク遅れがピーク高さに及ぼす影響を説明するための図である。ピーク遅れ以外のパラメータが一定であるとき、ピーク高さは、ピーク遅れが短くなるほど高くなる。例えば、互いに異なるタイミングで実行される複数の燃料噴射Ｐ１１，Ｐ１２，Ｐ１３と、一定のタイミングにピークをもった複数の熱発生とを想定する。燃料の噴射時期がＰ１１→Ｐ１２→Ｐ１３の順に遅くなり（ただし噴射量は一定）、これに伴ってピーク遅れ（噴射開始からピーク発生までの期間）がＰ１１→Ｐ１２→Ｐ１３の順に短くなるものとする。この場合において、燃料噴射Ｐ１１に対応して生じる熱発生率のピーク高さをｈ１、燃料噴射Ｐ１２に対応して生じる熱発生率のピーク高さをｈ２、燃料噴射Ｐ１３に対応して生じる熱発生率のピーク高さをｈ３とすると、ピーク高さは、ｈ１→ｈ２→ｈ３の順に高くなる。このように、ピーク高さはピーク遅れが短くなるほど高くなる。

図１５（Ｂ）は、燃料の噴射量がピーク高さに及ぼす影響を説明するための図である。ピーク高さ以外のパラメータが一定であるとき、ピーク高さは、噴射量が多くなるほど高くなる。例えば、互いに異なる噴射量をもたらす複数の燃料噴射Ｐ１１，Ｐ１２，Ｐ１３と、一定のタイミングにピークをもった複数の熱発生とを想定する。燃料の噴射量は、Ｐ１１→Ｐ１２→Ｐ１３の順に多くなるものとする（ただし噴射時期は一定）。この場合において、燃料噴射Ｐ１１に対応して生じる熱発生率のピーク高さをｈ１、燃料噴射Ｐ１２に対応して生じる熱発生率のピーク高さをｈ２、燃料噴射Ｐ１３に対応して生じる熱発生率のピーク高さをｈ３とすると、ピーク高さは、ｈ１→ｈ２→ｈ３の順に高くなる。このように、ピーク高さは燃料の噴射量が多くなるほど高くなる。

上述したピーク遅れおよびピーク高さの予測モデル式（図１２、図１４）は、記憶部７９に予め格納されている。予測部７５は、記憶部７９から予測モデル式を読み出し、燃焼サイクルごとに、現状の環境条件下で生じる第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡおよび高さＸＡの予測演算を行う。

［制御フロー］
図１６は、プロセッサ７０による燃料噴射制御の一例を示すフローチャートである。このフローチャートに示す制御がスタートすると、プロセッサ７０の運転状態判定部７１は、図７に示した各センサＳＮ１～ＳＮ１２の検出値等に基づいて、エンジンの運転領域に関する情報、および上述した燃焼環境要因に対応する環境情報を取得する（ステップＳ１）。

次いで、運転状態判定部７１は、ステップＳ１で取得された運転領域に関する情報に基づいて、現状の運転領域が予混合圧縮着火燃焼を実行させるＰＣＩ領域に該当するか否かを判定する（ステップＳ２）。ＰＣＩ領域に該当しない場合（ステップＳ２でＮＯ）、プロセッサ７０の燃料噴射制御部７２は、ＰＣＩ領域以外の運転領域について予め定められた他の燃焼制御に対応する燃料噴射を実行する（ステップＳ３）。すなわち、燃料噴射制御部７２の噴射パターン選択部７３が、他の燃焼制御に対応する燃料噴射パターンを設定する。

これに対し、ＰＣＩ領域に該当する場合（ステップＳ２でＹＥＳ）、噴射パターン選択部７３は、図５に例示したような、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を含む分割噴射パターンを設定する（ステップＳ４）。

次いで、燃料噴射制御部７２の設定部７４は、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を含む各燃料噴射の噴射量および噴射時期を仮設定する（ステップＳ５）。ここで仮設定される噴射量および噴射時期は、例えば図８に例示したような目標熱発生特性Ｈｓを得るために記憶部７９に予め記憶されている基準量および基準時期である。既に説明したとおり、記憶部７９には、燃焼環境要因が標準範囲内であるときに目標熱発生特性Ｈｓを得ることが可能な噴射量および噴射時期が、基準量および基準時期として予め記憶されている。設定部７４は、現状のアクセル開度（エンジン負荷）やエンジン回転数等に適合する基準量および基準時期を記憶部７９から読み出し、これを前記噴射量および噴射時期の仮の目標値として設定する。

次いで、燃料噴射制御部７２の予測部７５は、記憶部７９に格納されている予測モデル式（図１２、図１４）を用いて、ステップＳ１で取得された環境情報（燃焼環境要因）から熱発生率の予測特性を導出する。以下、このように予測モデル式を用いて予測される熱発生特性を、予測熱発生特性Ｈｐと称する。さらに、予測部７５は、この予測熱発生特性Ｈｐと前記目標熱発生特性Ｈｓとを比較して、両者のずれ、つまり熱発生率における予測と目標とのずれを特定する（ステップＳ６）。

次いで、燃料噴射制御部７２の補正部７６は、ステップＳ６で特定されたずれが修正されるように、ステップＳ５で仮設定されたプレ噴射Ｐ１の噴射量もしくは噴射時期を補正する補正値を導出する（ステップＳ７）。例えば、上述した予測熱発生特性Ｈｐと前記目標熱発生特性Ｈｓとの比較から、前段燃焼部分ＨＡの熱発生率のピークである第１ピークＨＡｐの高さＸＡが目標値よりも大きいかまたは小さいと予測され、あるいは、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡが目標値よりも遅いかまたは早いと予測されたとする。この場合、補正部７６は、これらピーク高さＸＡまたは発生時期ＹＡのずれに基づいて、当該ずれが修正されるような補正値を、プレ噴射Ｐ１の噴射量および噴射時期の少なくとも一方について導出する。もちろん、燃焼環境要因が予め定められた補正不要の範囲内であれば、補正部７６による補正は行われない。

次いで、設定部７４は、ステップＳ７で得られた補正値を参照して、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を含む各燃料噴射の噴射量および噴射時期を本設定する（ステップＳ８）。そして、燃料噴射制御部７２は、この設定通りの噴射量および噴射時期が実現されるようにインジェクタ１５の噴射動作を制御する。

具体的に、ステップＳ８において、設定部７４は、ステップＳ５で仮設定されたプレ噴射Ｐ１の噴射量もしくは噴射時期（つまり基準量および基準時期）を、ステップＳ７で得られた補正値を用いて補正する。ここで、ステップＳ８にてプレ噴射Ｐ１の噴射量が補正される場合、設定部７４は、この補正後のプレ噴射Ｐ１の噴射量に合わせて、メイン噴射Ｐ３の噴射量を調整する。また、両噴射Ｐ１，Ｐ３の間に中段噴射Ｐ２が実行される場合、設定部７４は、必要に応じてこの中段噴射Ｐ２の噴射量も調整する。すなわち、プレ噴射Ｐ１の噴射量が補正される場合、設定部７４は、プレ噴射Ｐ１以外の燃料噴射による噴射量を付随的に増大または低減し、これによって１サイクル中の燃料噴射量（プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を含む各燃料噴射の総量）が維持されるようにする。

以上の処理により、ステップＳ８では、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３（場合によってはさらに中段噴射Ｐ２）の最終的な噴射量および噴射時期が決定される。なお、既に説明した通り、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を含む複数回の噴射が行われるＰＣＩ領域では、プレ噴射Ｐ１の態様が定まれば、その後の燃料噴射に伴う燃焼はロバスト性の高いものとなる。そこで、本実施形態では上述したとおり、プレ噴射Ｐ１の噴射量／噴射時期を主導的に決定し、その後にメイン噴射Ｐ３の噴射量等を決定するようにしている。

［補正の具体例］
続いて、上述した補正制御を含む燃料噴射制御の具体例について、図１７～図１９を参照しつつ説明する。ここでは特に、前記ＰＣＩ領域において触媒の暖機状態が変化したときの燃料噴射の補正制御について説明する。

図１７は、触媒の暖機が完了する前後における各種状態量の時間変化を示すタイムチャートである。このタイムチャートにおける時点ｔ１は、触媒（酸化触媒４２）の温度が暖機完了を判定するための閾値である活性化温度Ｔ１に達したことが触媒温度センサＳＮ９によって検出された時点である（チャート（ａ））。なお、このタイムチャートの前提として、アクセル開度（エンジン負荷）および回転数は、時点ｔ１の前でも後でも同一であるものとする。このため、インジェクタ１５から１サイクル中に噴射される燃料の総噴射量も、やはり時点ｔ１の前後において一定とされる（チャート（ｃ））。

ここで、既に説明したとおり、吸気閉弁時期（吸気弁１１の閉時期）は、触媒が未暖機であるときの方が、触媒が暖機済みであるよりも遅角側に設定される。このため、触媒の暖機が完了する（つまり触媒温度が活性化温度Ｔ１に達する）時点ｔ１の以前に設定される吸気閉弁時期を暖機前閉弁時期Ｖ１としたとき、この暖機前閉弁時期Ｖ１は、時点ｔ１より後に設定される吸気閉弁時期である暖機後閉弁時期Ｖ２よりもΔＶだけ遅角側に設定されている（チャート（ｂ））。なお、図１７の例では、暖機後閉弁時期Ｖ２が吸気下死点（ＢＤＣ）よりもやや遅角側に設定されており、暖機前閉弁時期Ｖ１は、この暖機後閉弁時期Ｖ２よりもさらに吸気下死点から遠ざかった（遅角された）時期に設定されている。言い換えると、吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量は、触媒が未暖機であるとき（時点ｔ１以前）の方が、触媒が暖機済みであるときに（時点ｔ１より後）よりもΔＶだけ大きくされている。

前記のような時点ｔ１（触媒の暖機完了時点）の前後の吸気閉弁時期の変更に伴い、プレ噴射Ｐ１の噴射時期、プレ噴射Ｐ１の噴射量、メイン噴射Ｐ３の噴射量も、それぞれ時点ｔ１を境に変更される。具体的に、時点ｔ１以前に設定されるプレ噴射Ｐ１の噴射時期（噴射開始時期）を暖機前プレ噴射時期Ｔｆ１ａ、時点ｔ１より後に設定されるプレ噴射Ｐ１の噴射時期（噴射開始時期）を暖機後プレ噴射時期Ｔｆ２ａとする。また、時点ｔ１以前に設定されるプレ噴射Ｐ１の噴射量を暖機前プレ噴射量Ｑｆ１ａ、時点ｔ１より後に設定されるプレ噴射Ｐ１の噴射量を暖機後プレ噴射量Ｑｆ２ａとする。さらに、時点ｔ１以前に設定されるメイン噴射Ｐ３の噴射量を暖機前メイン噴射量Ｑｆ１ｂ、時点ｔ１より後に設定されるメイン噴射Ｐ３の噴射量を暖機後メイン噴射量Ｑｆ２ｂとする。この場合、暖機前プレ噴射時期Ｔｆ１ａは、暖機後プレ噴射時期Ｔｆ２ａよりもΔＴｆａだけ進角側に設定され（チャート（ｄ））、暖機前プレ噴射量Ｑｆ１ａは、暖機後プレ噴射量Ｑｆ２ａよりもΔＱｆａだけ多く設定され（チャート（ｆ））、暖機前メイン噴射量Ｑｆ１ｂは、暖機後メイン噴射量Ｑｆ２ｂよりもΔＱｆｂだけ少なく設定される（チャート（ｇ））。

言い換えると、触媒が未暖機のとき（時点ｔ１以前）のプレ噴射Ｐ１の噴射時期の圧縮上死点（ＴＤＣ）に対する進角量は、触媒が暖機済みのとき（時点ｔ１より後）のそれよりも増大され、触媒が未暖機のときのプレ噴射Ｐ１の噴射量は、触媒が暖機済みときのそれよりも増大され、触媒が未暖機のときのメイン噴射Ｐ３の噴射量は、触媒が暖機済みときのそれよりも低減される。

これに対し、メイン噴射Ｐ３の噴射時期（噴射開始時期）は触媒の暖機状態に応じて変更されない。すなわち、メイン噴射Ｐ３の噴射時期は、時点ｔ１の前後において一定の時期Ｔｆｂに設定される（チャート（ｅ））。

以上のように、燃料噴射制御部７２は、触媒の暖機が完了しているか否かによってプレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３の態様を変更する。図１８は、この燃料噴射制御部７２による制御の具体例を説明するためのフローチャートである。なお、この図１８のフローチャートは、上述した図１６のフローチャートにおけるステップＳ６～Ｓ８の処理の一部を構成するものであり、特に暖機が未暖機のときに実行される制御に特化した制御フローとして表現したものである。

図１８のフローチャートに示す制御がスタートすると、プロセッサ７０の触媒暖機判定部７７は、触媒温度センサＳＮ９の検出値に基づいて、触媒の温度が活性化温度Ｔ１未満であるか否か、つまり触媒が未活性であるか否かを判定する（ステップＳ１１）。

ステップＳ１１でＹＥＳと判定されて触媒が未活性であることが確認された場合、つまり図１７の時点ｔ１以前のような吸気閉弁時期の遅角制御（吸気下死点に対する遅角量をΔＶだけ増大させる制御）が実行される状況であることが確認された場合、プロセッサ７０の燃料噴射制御部７２は、この吸気閉弁時期の遅角量に基づいて、筒内圧および筒内ガス温度の低下量を演算により推定する（ステップＳ１２）。例えば、燃料噴射制御部７２は、エンジン負荷および回転数が同一の条件下で触媒が活性済みであると仮定した場合に設定される吸気閉弁時期（図１７の暖機後閉弁時期Ｖ２に相当）と、遅角量が増大されている現在の吸気閉弁時期（図１７の暖機前閉弁時期Ｖ１に相当）との差を遅角増大量ΔＶとして特定するとともに、この遅角増大量ΔＶから生じる燃焼室６内の導入空気量および有効圧縮比の低下量を推定する。そして、これら導入空気量および有効圧縮比の低下量に基づいて、筒内圧および筒内ガス温度の低下量を推定する。この筒内圧および筒内ガス温度の低下量は、吸気閉弁時期の遅角増大量ΔＶが大きいほど大きいものと推定される。

次いで、燃料噴射制御部７２の予測部７５は、記憶部７９に格納されているピーク遅れの予測モデル式（図１２（Ｂ））を用いて、前段燃焼部分ＨＡの熱発生率のピークである第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡについて生じるはずのずれを特定する（ステップＳ１３）。すなわち、ステップＳ１２で推定された筒内圧および筒内ガス温度の低下量は、いずれも熱発生特性に影響を及ぼす燃焼環境要因であり（図１１～図１３参照）、ピーク遅れを左右するパラメータである。そこで、予測部７５は、筒内圧および筒内ガス温度の低下量を前記ピーク遅れの予測モデル式に適用することにより、予測されるピーク遅れ、ひいては第１ピークＨＡｐの予測発生時期を求める。そして、この第１ピークＨＡｐの予測発生時期と、記憶部７９に記憶されている目標熱発生特性Ｈｓから規定される第１ピークＨＡｐの目標発生時期とを比較することにより、両者のずれ、つまり第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡにおける目標と予測とのずれを特定する。なお、記憶部７９に記憶されている目標熱発生特性Ｈｓは、触媒が暖機済みであることを前提に予め定められている。言い換えると、ステップＳ１３での処理において比較基準とされる目標熱発生特性Ｈｓは、エンジン負荷および回転数等の条件を現状のものに維持しながら吸気閉弁時期の遅角制御の実行を停止した場合に理想的に得られる熱発生特性である。

ここで、図１２および図１３によれば、吸気閉弁時期の遅角により筒内圧および筒内ガス温度が低下したとき、ピーク遅れ（プレ噴射Ｐ１の開始から第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡまでの期間）に対してより大きな影響を及ぼすのは、筒内ガス温度である。そして、この筒内ガス温度の低下はピーク遅れを長くする作用をもたらす。このため、ステップＳ１３で特定される第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡのずれは、目標発生時期（目標熱発生特性Ｈｓにおける第１ピークの発生時期）に対する遅角側のずれとして特定される。

次いで、燃料噴射制御部７２の補正部７６は、ステップＳ１３で特定された第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡのずれ（遅角側のずれ）に基づいて、このずれを修正するための補正値であるプレ噴射Ｐ１の噴射量の増大量を導出する（ステップＳ１４）。この増大量は、図１７のチャート（ｆ）に示したように、仮に吸気閉弁時期の遅角制御が実行されていなかった場合（つまり筒内圧・筒内ガス温度の低下量がゼロであると仮定した場合）に設定される噴射量に対する増大量ΔＱｆａであり、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡのずれがほぼゼロまで減少するような値に設定される。この増大量ΔＱｆａは、ピーク発生時期ＹＡのずれが大きいほど大きくなる。

次いで、予測部７５は、記憶部７９に格納されているピーク遅れの予測モデル式（図１２（Ｂ））およびピーク高さの予測モデル式（図１４（Ａ））を用いて、ステップＳ１４で得られた増大量ΔＱｆａの分だけプレ噴射Ｐ１の噴射量を増大した場合に生じるはずの第１ピークＨＡｐの高さＸＡのずれを特定する（ステップＳ１５）。すなわち、図１２～図１５に示したとおり、増大量ΔＱｆａの分だけプレ噴射Ｐ１の噴射量を増大させること（つまり噴射量の変動）は、ピーク遅れを変動させる要因となる（図１１～図１３参照）。また、このピーク遅れの変動は、ピーク高さに影響を及ぼす（図１４、図１５参照）。そこで、予測部７５は、噴射量の増大量ΔＱｆａを前記ピーク遅れの予測モデル式（図１２（Ｂ））に適用することにより、予測されるピーク遅れの変化を求め、さらに、求めたピーク遅れの変化を前記ピーク高さの予測モデル式（図１４（Ａ））に適用することにより、第１ピークＨＡｐの予測高さを求める。そして、この第１ピークＨＡｐの予測高さと、記憶部７９に記憶されている目標熱発生特性Ｈｓから規定される第１ピークＨＡｐの目標高さとを比較することにより、両者のずれ、つまり第１ピークＨＡｐの高さＸＡにおける目標と予測とのずれを特定する。

ここで、図１２および図１３によれば、燃料の噴射量の増大はピーク遅れを短くする作用をもたらし、また、図１４および図１５（Ａ）によれば、ピーク遅れの短縮はピーク高さを高くする作用をもたらす。このため、ステップＳ１５で特定される第１ピークＨＡｐの高さＸＡのずれは、目標高さ（目標熱発生特性Ｈｓにおける第１ピークの高さ）に対する増大方向のずれとして特定される。

次いで、補正部７６は、ステップＳ１５で特定された第１ピークＨＡｐの高さＸＡのずれ（増大方向のずれ）に基づいて、このずれを修正するための補正値であるプレ噴射Ｐ１の噴射時期の進角量を導出する（ステップＳ１６）。この進角量は、図１７のチャート（ｄ）に示したように、仮に吸気閉弁時期の遅角制御が実行されていなかった場合（つまり筒内圧・筒内ガス温度の低下量がゼロであると仮定した場合）に設定される噴射時期に対する進角量ΔＴｆａであり、前記第１ピークＨＡｐの高さＸＡのずれがほぼゼロまで減少するような値に設定される。この進角量ΔＴｆａは、ピーク高さＸＡのずれが大きいほど大きくなる。

次いで、燃料噴射制御部７２の設定部７４は、ステップＳ１４、Ｓ１６で補正値として導出された増大量ΔＱｆａおよび進角量ΔＴｆａを参照して、プレ噴射Ｐ１の噴射量および噴射時期を本設定する（ステップＳ１７）。すなわち、設定部７４は、図１６のステップＳ５で仮設定されたプレ噴射Ｐ１の噴射量（つまり基準量）に増大量ΔＱｆａを加算して求めた噴射量を最終的なプレ噴射Ｐ１の噴射量として決定するとともに、前記ステップＳ５で仮設定されたプレ噴射Ｐ１の噴射時期（つまり基準時期）を前記進角量ΔＴｆａだけ進角して求めた噴射時期を、最終的なプレ噴射Ｐ１の噴射時期として決定する。

次いで、設定部７４は、ステップＳ１７にて本設定されたプレ噴射Ｐ１の噴射量に基づいて、メイン噴射Ｐ３の噴射量を本設定する（ステップＳ１８）。すなわち、設定部７４は、本設定されたプレ噴射Ｐ１の噴射量を含む１サイクルあたりの総噴射量が、プレ噴射Ｐ１を増量する前のものと同一になるように、メイン噴射Ｐ３の噴射量を低減する。例えば、前記のようにプレ噴射Ｐ１の噴射量がΔＱｆａだけ増大される場合には、このΔＱｆａを相殺するようにメイン噴射Ｐ３の噴射量が低減される。なお、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３以外の燃料噴射（例えば中段噴射Ｐ２）の噴射量が増減されない場合、メイン噴射Ｐ３の減少量（図１７のΔＱｆｂ）は、プレ噴射Ｐ１の増大量ΔＱｆａと同一になる。

ステップＳ１８では、メイン噴射Ｐ３の噴射量のみが調整され、噴射時期は変更されない。すなわち、メイン噴射Ｐ３の噴射時期（噴射開始時期）は、触媒暖機促進のための吸気閉弁時期の遅角制御が実行されているか否かにかかわらず、一定の時期Ｔｆｂ（基準時期）に維持される（図１７のチャート（ｅ））。

図１９は、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡおよび高さＸＡのずれがプレ噴射Ｐ１の噴射量および噴射時期の補正により修正される状況を説明するため図である。具体的に、図１９（Ａ）では、触媒が未暖機であるとき（つまり吸気閉弁時期の遅角制御が実行されているとき）にプレ噴射Ｐ１の噴射量および噴射時期をともに補正しなかった場合の熱発生率の波形を熱発生特性Ｈ”として示し、図１９（Ｂ）では、プレ噴射Ｐ１の噴射量の補正（増量補正）のみを実行した場合の熱発生率の波形を熱発生特性Ｈ’として示し、図１９（Ｃ）では、プレ噴射Ｐ１の噴射量の補正に加えて噴射時期の補正（進角補正）を実行した場合の熱発生率の波形を熱発生特性Ｈとして示している。なお、これら図１９（Ａ）～（Ｃ）では、ピーク発生時期の違いを強調するため、図５等の他の図よりも横軸を引き延ばした状態で熱発生率の波形を示している。

図１９（Ａ）に示すように、プレ噴射Ｐ１の噴射量および噴射時期をいずれも実行しなかった場合の熱発生特性Ｈ”（実線）は、比較のために示す目標熱発生特性Ｈｓ（一点鎖線）と同様に、プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料の燃焼に伴う前段燃焼部分ＨＡと、主にメイン噴射Ｐ３により噴射された燃料の燃焼に伴い生じる後段燃焼部分ＨＢとを有している。しかしながら、触媒暖機のための吸気閉弁時期の遅角制御に起因して、熱発生特性Ｈ”の前段燃焼部分ＨＡのピークである第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡは、目標熱発生特性Ｈｓの第１ピークＨＡｐｓの発生時期（目標ピーク時期）と比べて遅角側に移動している。なお、熱発生特性Ｈ”の後段燃焼部分ＨＢのピークである第２ピークＨＢｐの発生時期は、目標熱発生特性Ｈｓの第２ピークＨＢｐｓの発生時期からほとんど変化していない。これは、後段燃焼部分ＨＢは主にメイン噴射Ｐ３の拡散燃焼により生じるものであり、そのピークの発生時期は主にメイン噴射Ｐ３の噴射時期に支配されるからである。

また、熱発生特性Ｈ”と目標熱発生特性Ｈｓとのピーク高さを比較すると、熱発生特性Ｈ”における第１ピークＨＡｐおよび第２ピークＨＢｐの各高さＸＡ，ＸＢは、目標熱発生特性Ｈｓにおける第１ピークＨＡｐｓおよび第２ピークＨＢｐｓの各高さよりも低くなっている。さらに、このピーク高さの低減に伴い、着火から第１ピークＨＡｐに至るまでの熱発生率の上昇カーブの傾きや、第２ピークＨＢｐから燃焼終期に至るまでの熱発生率の下降カーブの傾きが小さくなっている。つまり燃焼が緩慢に進行している。これは、吸気閉弁時期の遅角制御に伴う筒内圧および筒内温度の低下に起因したものである。このような燃焼の緩慢化は、排気損失の増大につながり、触媒暖機の面では有利である。ただし、第１ピークＨＡｐと第２ピークＨＢｐとの間隔であるピーク間隔Ｚが目標値からずれることになるので、燃焼騒音の面では不利である。

これに対し、図１８のステップＳ１３，Ｓ１４の処理を通じて導出される補正値（増大量ΔＱｆａ）の分だけプレ噴射Ｐ１の噴射量が増大されると、図１９（Ｂ）に示す熱発生特性Ｈ’が得られ、上述した第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡの目標からのずれが解消される。すなわち、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡが進角し、目標熱発生特性Ｈｓにおける第１ピークＨＡｐｓの発生時期にほぼ一致するようになる。なお、図１９（Ｂ）においては、前記プレ噴射Ｐ１の増量補正に伴いメイン噴射Ｐ３の噴射量がΔＱｆｂだけ低減され、これによって１サイクルあたりの総噴射量が図１９（Ａ）と同量に維持されているものとする。

ただし、前記のようなプレ噴射Ｐ１の増量補正だけでは、第１ピークＨＡｐの高さＸＡが目標熱発生特性Ｈｓの第１ピークＨＡｐｓの高さよりも高くなってしまう。このことは、より多くの熱量が圧縮上死点の近傍で発生すること、ひいては排気損失が減少することを意味する。排気損失が減少すると、触媒の暖機促進効果が減殺されてしまう。

これに対し、図１８のステップＳ１５，Ｓ１６の処理を通じて導出される補正値（進角量ΔＴｆａ）だけプレ噴射Ｐ１の噴射時期が進角されると、図１９（Ｃ）に示す熱発生特性Ｈが得られ、上述した第１ピークＨＡｐの高さＸＡの目標からのずれが解消される。すなわち、第１ピークＨＡｐの高さＸＡが低減され、目標熱発生特性Ｈｓにおける第１ピークＨＡｐｓの高さとほぼ一致するようになる。なお、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡはほとんど変化せず、依然として目標熱発生特性Ｈｓにおけるピーク発生時期とほぼ一致している。

前記のような噴射時期の補正（進角補正）による第１ピークＨＡｐの高さ低減効果により、ＴＤＣの近傍で発生する熱量が低減される。これにより、噴射量のみを補正した図１９（Ｂ）のとき（熱発生特性Ｈ’）と比べて排気損失が増大する。加えて、第２ピークＨＢｐの高さＸＢは、目標熱発生特性Ｈｓの第２ピークＨＢｐｓの高さよりも低くなっており、また、熱発生率の上昇カーブおよび下降カーブも依然として緩やかである。これにより、図１９（Ａ）に示した初期状態（熱発生特性Ｈ”）と比べても遜色のない排気損失の増大効果が得られるので、ピーク間隔Ｚを燃焼騒音に有利な間隔（目標値）に収めつつ触媒の暖機促進を図ることができる。

［作用効果］
以上説明したとおり、本実施形態では、ＰＣＩ領域での運転時に、第１ピークＨＡｐおよび第２ピークＨＢｐを含む熱発生特性が得られるようにプレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３が実行されるとともに、第１ピークＨＡｐと第２ピークＨＢｐとの間隔（ピーク間隔）Ｚが、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３の各燃料の燃焼により生じる圧力波が互いに打ち消し合うような間隔（つまり圧力波の周期Ｆｗの略１／２倍）に設定されるので、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３による燃焼騒音の音圧レベルを相互干渉により効果的に低減することができ、ディーゼルノック音等の騒音が十分に抑制された静粛性の高い燃焼を実現することができる。

また、触媒が未暖機である（触媒の温度が活性化温度Ｔ１未満である）場合には、触媒が暖機済みである（触媒の温度が活性化温度Ｔ１以上である）場合に比べて、吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されるともに、プレ噴射Ｐ１の噴射量が増大されかつプレ噴射Ｐ１の噴射時期が進角されるので（図１７の時点ｔ１以前）、触媒の暖機促進と燃焼騒音の抑制とを両立することができる。

すなわち、触媒の未暖機時に吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されると、燃焼室６への導入空気量および有効圧縮比が低下し、筒内圧および筒内ガス温度が低下する結果、燃焼の緩慢化が進行する。これにより、排気損失を増やす（排気ガス温度を高める）ことができ、触媒の暖機を促進することができる。一方で、このような吸気閉弁時期の遅角制御に伴う筒内圧および筒内ガス温度の低下は、第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡを目標値（つまり第２ピークＨＢｐまでの間隔が所期の間隔となるような時期）よりも遅角側に移動させるので（図１９（Ａ）参照）、これによって燃焼騒音が増大することが懸念される。これに対し、前記実施形態では、前記吸気閉弁時期の遅角制御中にプレ噴射Ｐ１の噴射量が増大されるので、前記のような第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡのずれを修正することができ、第１ピークＨＡｐと第２ピークＨＢｐとの間隔Ｚを燃焼騒音の面で有利な上述した間隔に維持することができる（図１９（Ｂ）参照）。さらに、このようなプレ噴射Ｐ１の増量補正に加えて、プレ噴射Ｐ１の噴射時期が進角されるので、前記ピーク発生時期ＹＡのずれ修正により付随的に生じるピーク高さＸＡの上昇（増大方向のずれ）を適正に修正することができる（図１９（Ｃ）参照）。

以上により、前記実施形態によれば、触媒暖機のために吸気閉弁時期が遅角されている（筒内圧および筒内ガス温度が低下する）状況下であっても、第１ピークＨＡｐと第２ピークＨＢｐとの間隔Ｚを燃焼騒音に有利な間隔に収めることができ、かつ第１ピークＨＡｐの高さＸＡが過度に上昇するのを防止することができる。これにより、排気損失を増やして触媒の暖機促進を図りながら、燃焼騒音を十分に抑制してエンジンの商品性を高めることができる。

また、前記実施形態では、プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料がＰＣＩ燃焼（予混合圧縮着火燃焼）するように当該プレ噴射Ｐ１の噴射時期が圧縮上死点に対し十分に進角された時期に設定されるとともに、メイン噴射Ｐ３により噴射された燃料が拡散燃焼するように当該メイン噴射Ｐ３の開始時期が前記第１ピークＨＡｐ（プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料のＰＣＩ燃焼によるピーク）の発生時期ＹＡ以降のタイミングに設定される。このような構成によれば、第２ピークＨＢｐを生じさせるメイン噴射Ｐ３による燃焼の形式が、噴射開始から着火までの期間（着火遅れ期間）が環境要因により左右され難い拡散燃焼とされるので、第２ピークＨＢｐの発生時期ＹＢをメイン噴射Ｐ３の噴射時期から確定的に求めることができる。このため、メイン噴射Ｐ３の噴射時期を固定しつつプレ噴射Ｐ１の噴射量／噴射時期を調整することにより、前記第１ピークＨＡｐと第２ピークＨＢｐとの間隔Ｚを所期の間隔（燃焼圧力波が互いに打ち消し合うような間隔）に精度よく収めることができ、騒音抑制効果を安定的に確保することができる。

また、前記実施形態では、触媒暖機のために前記吸気閉弁時期の遅角制御が実行されているときに、吸気閉弁時期の遅角により生じる筒内圧および筒内ガス温度の低下量が推定されるとともに、当該筒内圧および筒内ガス温度の低下により生じる第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡの目標からのずれが推定され、さらに、推定された当該ずれが修正されるようにプレ噴射Ｐ１の噴射量の増大量ΔＱｆａが設定される。またさらに、設定された増大量ΔＱｆａに基づいて、第１ピークＨＡｐの高さＸＡの目標からのずれが推定されるとともに、推定された当該ずれが修正されるようにプレ噴射Ｐ１の噴射時期の進角量ΔＴｆａが設定される。このような構成によれば、燃焼騒音の抑制と触媒の暖機促進とを両立できる第１ピークＨＡｐの発生時期ＹＡおよび高さＸＡが得られるように、プレ噴射Ｐ１の増大量ΔＱｆａおよび進角量ΔＴｆａを演算により適正に求めることができる。

［変形例］
以上、本発明の実施形態について説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、例えば次のような変形実施形態を採ることができる。

（１）前記実施形態では特に言及しなかったが、吸気閉弁時期の遅角制御に伴う第１ピークＨＡｐのずれが比較的大きかった場合には、このずれを修正するために設定されるプレ噴射Ｐ１の噴射時期の進角量ΔＴｆａも比較的大きくなるので、これを無制限に許容してしまうと、プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料を燃焼室６内の適切の位置（つまりキャビティＣの内部）に供給できなくなる可能性がある。そこで、プレ噴射Ｐ１の進角量の大きさによってプレ噴射Ｐ１の回数を変更することが考えられる。図２０（Ａ）（Ｂ）は、この対策を採用した場合の具体例を説明するための図である。なお、本図におけるクランク角Ｗは、プレ噴射Ｐ１の進角量の限界（進角限界）を表すクランク角であり、本発明にいう「所定クランク角」に相当するものである。

図２０（Ａ）（Ｂ）に示す例では、第１ピークＨＡｐの高さＸＡのずれに基づき算出されるプレ噴射Ｐ１の進角量ΔＴｆａの大小によって、プレ噴射Ｐ１の噴射回数が１回または２回に可変的に設定される。例えば、上述した図１８のステップＳ１６により算出された進角量ΔＴｆａが、プレ噴射Ｐ１が前記進角限界Ｗ以降に開始されるような比較的小さい値であったとする。すなわち、算出された進角量ΔＴｆａだけ実際にプレ噴射Ｐ１を進角させても、プレ噴射Ｐ１の開始時期が進角限界Ｗと同じかこれよりも遅角側のタイミングに収まるものとする。この場合は、図２０（Ａ）に示すように、プレ噴射Ｐ１の回数を前記実施形態と同じ１回とする。

一方、前記ステップＳ１６により算出された進角量ΔＴｆａが、プレ噴射Ｐ１が進角限界Ｗよりも進角側で開始されるような大きな値であったとする。すなわち、算出された進角量ΔＴｆａだけ実際にプレ噴射Ｐ１を進角させると、プレ噴射Ｐ１の開始時期が進角限界Ｗよりもさらに進角側になってしまうものとする。この場合は、図２０（Ｂ）に示すように、プレ噴射Ｐ１の開始時期を進角限界Ｗに保持しながら、プレ噴射Ｐ１の回数を２回に増やす。これにより、プレ噴射Ｐ１により噴射された燃料を燃焼室６内の適切な位置（キャビティＣの内部）に供給しながら、燃料のペネトレーション（貫徹力）が弱まるように時期的に分割された２回の噴射をプレ噴射Ｐ１として実行することにより、噴射開始から着火までの期間において燃焼室６（主にキャビティＣ）内の混合気の均質化を促進することができ、あたかも噴射時期を進角させたのと同様の効果を得ることができる。これにより、燃料の空気利用率が十分に確保されたクリーンな燃焼を実現しながら、第１ピークＨＡｐのずれを適正に修正して燃焼騒音の抑制と触媒の暖機促進との両立を図ることができる。

なお、図２０（Ａ）（Ｂ）に示した変形例において、プレ噴射Ｐ１を分割する回数は２回に限られず、３回以上にしてもよい。例えば、進角限界Ｗを超えるような大きな進角量ΔＴｆａが算出されたときに、進角限界Ｗに対するオーバー量が大きいほど分割回数を２回→３回‥‥と徐々に増やすようにしてもよい。また、前記変形例では、進角限界Ｗを超えるような大きな進角量ΔＴｆａが算出された場合に、プレ噴射Ｐ１の開始時期を進角限界Ｗに保持しつつプレ噴射Ｐ１を複数回に分割したが、分割噴射によるペネトレーションの低下を考慮して、進角限界Ｗよりも若干進角したタイミングまでプレ噴射Ｐ１の開始時期を進角させることを許容してもよい。

（２）前記実施形態では、触媒温度センサＳＮ９の検出値に基づいて触媒の暖機状態を判定したが、排気浄化装置４１の上流または下流を流れる排気ガスの検出温度等から間接的に触媒の暖機状態を判定するようにしてもよい。

（３）前記実施形態では、燃料の噴射パターンとして、プレ噴射Ｐ１、中段噴射Ｐ２、およびメイン噴射Ｐ３が実行される例を示したが、これは一例であり、例えば中段噴射Ｐ２は省略することが可能である。あるいは、煤の発生を抑制するためのアフター噴射をメイン噴射Ｐ３の後に実行してもよい。さらには、プレ噴射Ｐ１およびメイン噴射Ｐ３を、それぞれ複数回の噴射に分割してもよい。

（４）前記実施形態では、燃焼室６の底面を区画するピストン５のキャビティ５Ｃが、第１キャビティ部５１および第２キャビティ部５２を備える二段エッグシェープ形状を具備する例を示したが、本発明の燃料噴射制御は、二段エッグシェープ形状以外の他の窪み形状のキャビティ５Ｃを備える場合にも適用可能である。

６ 燃焼室
９ 吸気ポート
１０ 排気ポート
１１ 吸気弁
１３ａ 吸気ＶＶＴ（バルブ可変機構）
１５ インジェクタ
４１ 排気浄化装置
７２ 燃料噴射制御部
７７ 触媒暖機判定部
７８ バルブタイミング制御部
Ｐ１ プレ噴射
Ｐ３ メイン噴射
ΔＱｆａ （プレ噴射の噴射量の）増大量
ΔＴｆａ （プレ噴射の噴射時期の）進角量
ＨＡｐ 第１ピーク
ＸＡ （第１ピークの）高さ
ＹＡ （第１ピークの）発生時期
ＨＢｐ 第２ピーク
Ｚ ピーク間隔
Ｗ 進角限界（所定クランク角）

Claims (4)

1. 燃焼室に燃料を噴射するインジェクタと、燃焼室に連通する吸気ポートおよび排気ポートと、吸気ポートを開閉する吸気弁と、吸気弁の閉時期である吸気閉弁時期を少なくとも変更可能なバルブ可変機構と、燃焼室から排気ポートを通じて排出された排気ガスを浄化する排気浄化装置とを備え、かつ前記インジェクタから噴射された燃料を前記燃焼室内で圧縮着火により燃焼させる圧縮着火式エンジンを制御する装置であって、
   前記インジェクタによる燃料の噴射量および噴射時期を制御する燃料噴射制御部と、
   前記排気浄化装置に内蔵された触媒の暖機状態を判定する触媒暖機判定部と、
   前記バルブ可変機構を駆動して前記吸気閉弁時期を可変的に設定するバルブタイミング制御部とを備え、
   前記燃料噴射制御部は、圧縮上死点よりも進角側で燃料を噴射するプレ噴射と当該プレ噴射により噴射された燃料の燃焼中に燃料を噴射するメイン噴射とを前記インジェクタに実行させるとともに、前記プレ噴射により噴射された燃料の燃焼に起因した熱発生率の第１ピークと前記メイン噴射により噴射された燃料の燃焼に起因した熱発生率の第２ピークとの間隔が、前記プレ噴射およびメイン噴射の各燃料の燃焼により生じる圧力波が互いに打ち消し合う間隔となるように、前記プレ噴射およびメイン噴射の噴射時期を設定し、
   前記触媒暖機判定部により前記触媒が未暖機であると判定された場合に、前記バルブタイミング制御部および前記燃料噴射制御部は、エンジン負荷および回転数が同一の条件下で前記触媒が暖機済みと判定された場合に比べて、前記吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大するように前記バルブ可変機構を制御するとともに、前記プレ噴射の噴射量が増大しかつ当該プレ噴射の噴射時期の圧縮上死点に対する進角量が増大するように前記インジェクタを制御し、
   前記触媒が未暖機であるために前記吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されているとき、前記燃料噴射制御部は、前記吸気閉弁時期の遅角により生じる筒内圧および筒内ガス温度の低下量を推定するとともに、当該筒内圧および筒内ガス温度の低下により生じる前記第１ピークの発生時期の目標からのずれを推定し、さらに、推定した当該ずれが修正されるように前記プレ噴射の噴射量の増大量を設定する、ことを特徴とする圧縮着火式エンジンの制御装置。
2. 請求項１に記載の圧縮着火式エンジンの制御装置において、
   前記プレ噴射の噴射時期の圧縮上死点に対する進角量は、当該プレ噴射により噴射された燃料が予混合圧縮着火燃焼するような値に設定され、
   前記メイン噴射は、当該メイン噴射により噴射された燃料が拡散燃焼するように、前記プレ噴射により噴射された燃料の予混合圧縮燃焼による前記第１ピークの発生以降に開始される、ことを特徴とする圧縮着火式エンジンの制御装置。
3. 請求項１または２に記載の圧縮着火式エンジンの制御装置において、
   前記触媒が未暖機であるために前記吸気閉弁時期の吸気下死点に対する遅角量が増大されているとき、前記燃料噴射制御部は、設定した前記プレ噴射の噴射量の増大量に基づいて、前記第１ピークの高さの目標からのずれを推定するとともに、推定した当該ずれが修正されるように前記プレ噴射の噴射時期の進角量を設定する、ことを特徴とする圧縮着火式エンジンの制御装置。
4. 請求項３に記載の圧縮着火式エンジンの制御装置において、
   前記燃料噴射制御部は、前記第１ピークの高さのずれを修正するための前記プレ噴射の噴射時期の進角量が、当該プレ噴射が所定クランク角よりも進角側で開始されるような大きな値に算出された場合に、前記プレ噴射を複数回に分割して実行する、ことを特徴とす
   る圧縮着火式エンジンの制御装置。

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