JP2012154244A

JP2012154244A - 内燃機関の制御装置

Info

Publication number: JP2012154244A
Application number: JP2011013838A
Authority: JP
Inventors: Shunsuke Kobuna; 俊介小鮒; Akira Hasegawa; 亮長谷川
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2011-01-26
Filing date: 2011-01-26
Publication date: 2012-08-16

Abstract

【課題】燃焼音の低減と排気エミッションの改善との両立を、これらの評価手法の簡素化を図りながら実現可能とする内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】パイロット噴射、メイン噴射、アフタ噴射それぞれにおける燃料の燃焼に伴う熱発生率波形の傾きの最大値の和を燃焼音の評価値とし、メイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率波形の傾きの最大値をＮＯｘ発生量の評価値とする。これら燃焼音及び排気エミッションの評価指標を共通化したことで、燃料噴射量及び燃料噴射タイミングの適合値を早期に取得することが可能となる。
【選択図】図１０

Description

本発明は、ディーゼルエンジンに代表される内燃機関の制御装置に係る。特に、本発明は、燃焼音の低減と排気エミッションの改善とを両立す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、各種の制約（燃焼音や排気エミッション等）が所定の許容範囲内となるように燃料噴射量等の制御が行われている（例えば下記の特許文献１〜特許文献３を参照）。

このエンジンの制御は、例えばエンジン制御用の電子制御ユニット（エンジンＥＣＵ）に記憶された制御用マップに従って行われる。この制御用マップを作成するに際しては、各種の制約が所定の許容範囲内となるように試行錯誤によって制御パラメータ（燃料噴射量や燃料噴射タイミング等）の適合値を求める。例えば、エンジン運転状態において、所定のエンジン出力が得られた状態で、燃焼音の大きさ、排気中に含まれるＮＯｘ量、スモーク量等をセンシングし、又は、エンジンの状態量によりこれらを個別に評価し、これらが所定の範囲内（許容範囲内）となるように、制御パラメータを調整しながら適合値を求めて制御用マップを作成して、これをエンジンＥＣＵに記憶させる。そして、エンジンの運転時には、この制御用マップ上の適合値を参照しながらエンジンＥＣＵがエンジンの制御を行うことになる。

特開２００５−２３２９９０号公報特開２００４−３４１５号公報特開２００９−１８５６２８号公報

しかしながら、上記ディーゼルエンジンにあっては、燃焼室内での燃焼に影響を与える各種バラツキ（製造バラツキ、燃料性状のバラツキ、燃料噴射量のバラツキ等）によって燃焼室内での燃焼状態が適正に得られず、燃焼音が許容範囲よりも大きくなったり排気エミッションが許容範囲よりも悪化したりする虞がある。

従来では、上述した如く試行錯誤によって適合値を求めており、また、燃焼音を許容範囲内に抑えるための制御パラメータの調整動作と、排気エミッションを許容範囲内に抑えるための制御パラメータの調整動作とがそれぞれ独立して行われていた。つまり、燃焼音と排気エミッションとを共通の指標で評価しておらず、その結果、燃焼音を許容範囲内に抑え、且つ排気エミッションを許容範囲内に抑えるためには、燃焼音の評価と排気エミッションの評価とを個別に繰り返しながら、その度に制御パラメータの調整を行ってその適合値を見つけ出すといった多大な作業が必要であり、その作業工数の削減を図るには限界があった。

一般に、燃焼音（ＣＮ；ＣｏｍｂｕｓｔｉｏｎＮｏｉｓｅ）の計測手法としては、燃焼室内の圧力波形に対し、構造減衰フィルタ処理や聴覚フィルタ処理を行い、ＲＭＳ（ＲｏｏｔＭｅａｎＳｑｕａｒｅ；二乗平均平方根）した値を以下の式（１）に代入し、これにより燃焼音を評価している。

ＣＮ（ｄＢＡ）＝２０×ｌｏｇ（ＲＭＳ計算値／２０） …（１）
しかしながら、この計測手法によって評価された燃焼音が許容範囲内に抑えられるように各制御パラメータを調整した場合、燃焼室内での燃焼状態の変化により排気エミッション（ＮＯｘの発生量等）が許容範囲よりも悪化してしまう可能性があった。

例えば、燃焼音は燃焼室内での燃焼圧が急上昇したり燃焼圧のピーク値が高くなることで大きくなるが、この燃焼音を抑制するために制御パラメータの一つであるメイン噴射の噴射タイミングを遅角側に移行させた場合には、燃焼温度の上昇（例えば噴射タイミングを遅角させても目標トルクが得られるように燃料噴射量を増量補正することによって燃焼温度が上昇）に伴ってＮＯｘの発生量が許容範囲よりも多くなってしまう場合があり、燃焼音の低減と排気エミッションの改善とを両立することが困難となる。

その原因は、上述した如く、燃焼音と排気エミッションとを共通の指標で評価していないためである。

そこで、本発明の発明者らは、燃焼音と排気エミッションとを共通の指標で評価できるようにすれば、これら燃焼音及び排気エミッションを共に許容範囲内に抑えるための適合値を比較的容易に見つけ出すことが可能であることに着目し本発明に至った。

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、燃焼音の低減と排気エミッションの改善との両立を、これらの評価手法の簡素化を図りながら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、燃焼室内での燃料の燃焼に伴う熱発生率の変化の最大値（熱発生率の変化勾配の最大値：例えば熱発生率の微分値（熱発生量の２回微分値等）の最大値）に基づいて、燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価し、その結果に従って制御パラメータの適合値を調整可能にしている。特に、熱発生率波形をモデル化（二等辺三角形にモデル化）することで熱発生率の変化の最大値（熱発生率波形の傾きの最大値）が容易に求められるようにし、燃焼音及び排気エミッションの評価を容易にしている。

−解決手段−
具体的に、本発明は、圧縮自着火式内燃機関の燃焼室内に向けて燃料噴射弁から噴射された燃料が燃焼する際の燃焼状態を制御する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、上記燃焼室内に噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の上昇度合いの最大値を指標としてその燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価し、これら燃焼音及びＮＯｘ発生量の評価に基づいて、燃焼音及びＮＯｘ発生量が共に予め設定された許容範囲内となるように燃料噴射形態を制御する制御手段を備えさせている。

この特定事項により、燃料噴射弁から噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の上昇度合いの最大値を指標としてその燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量が共に評価される。つまり、燃焼音及びＮＯｘ発生量の評価指標の共通化を図ることができる。言い換えると、燃焼音を許容範囲内に抑えるための制御パラメータの調整動作、及び、ＮＯｘ発生量を許容範囲内に抑えるための制御パラメータの調整動作のそれぞれを、上記共通の評価指標に基づいて行うことが可能となる。従来では、燃焼音を許容範囲内に抑え、且つＮＯｘ発生量を許容範囲内に抑えるために、燃焼音及びＮＯｘ発生量を個別に評価しながら各制御パラメータの調整を繰り返し、その適合値を見つけ出すといった多大な作業が必要であったが、本解決手段によれば、これら燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に許容範囲内に抑えるための適合値を比較的容易に見つけ出すことが可能となり、適合作業工数の削減を図ることができる。

上記評価手法として具体的には、上記燃焼室内に噴射された燃料の燃焼に伴って変化する発生熱量を微分することで得られる熱発生率波形を二等辺三角形にモデル化し、このモデル化した二等辺三角形の底辺の長さ及び斜辺の傾きから、熱発生率波形の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化し、このモデル化した二等辺三角形の高さ寸法に基づいて、その燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価する構成としている。また、上記燃焼室内に噴射された燃料の燃焼に伴って変化する発生熱量を２回微分した値の波形を二等辺三角形にモデル化し、そのモデル化した二等辺三角形の高さ寸法に基づいて、その燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価する構成としてもよい。

このように熱発生率波形の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化することによって、その二等辺三角形の高さ寸法を、熱発生率の上昇度合いの最大値として取得することが可能となる。つまり、この二等辺三角形の高さ寸法を評価することで燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価することが可能となり、極めて簡素な評価手法を実現することができる。

燃焼行程全体に亘って発生する燃焼音を評価するための具体構成としては以下のものが挙げられる。上記燃料噴射弁からの燃料噴射として、主噴射と、この主噴射に先立って行われる副噴射とを含む複数回の燃料噴射が実行されるようになっているものに対して、上記制御手段が、各燃料噴射それぞれの燃焼における熱発生率波形の傾きの変化の波形をモデル化した各二等辺三角形の高さ寸法の和に基づいて燃焼行程時の燃焼音を評価し、この燃焼音が予め設定された許容範囲内となるように燃料噴射形態を制御する構成としている。

これによれば、燃焼行程の全体に亘って発生する燃焼音を正確に評価することが可能となり、燃焼音を許容範囲内に抑えるための燃料噴射形態（適合値）を適正に得ることができる。

上記燃焼音及びＮＯｘ発生量の評価に基づいて、燃焼音及びＮＯｘ発生量が共に予め設定された許容範囲内となるようにするための燃料噴射形態の制御として具体的には以下のものが挙げられる。つまり、上記燃料噴射弁からの燃料噴射として、主噴射と、この主噴射に先立って行われる副噴射とを含む複数回の燃料噴射が実行されるようになっているものに対して、燃料の燃焼に伴う熱発生率の上昇度合いの最大値を指標として評価した燃焼音が、予め設定された許容範囲よりも大きい場合には、上記副噴射での噴射量を減量補正する一方、燃料の燃焼に伴う熱発生率の上昇度合いの最大値を指標として評価したＮＯｘ発生量が、予め設定された許容範囲よりも多い場合には、上記主噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正するようにしている。

これら燃料噴射形態の制御により、燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に許容範囲に抑えることが可能となり、燃焼音の低減と排気エミッションの改善とを両立することができる。

本発明では、燃焼室内での燃料の燃焼に伴う熱発生率の変化に基づいて、燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価し、その結果に従って制御パラメータの適合値を調整可能にしている。このため、燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に許容範囲内に抑えるための適合値を比較的容易に見つけ出すことが可能となる。

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。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。ＥＣＵ等の制御系の構成を示すブロック図である。燃焼行程時の熱発生率（クランク軸の単位回転角度当たりの熱発生量）の変化及び燃料噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）の変化の一例をそれぞれ示す波形図である。燃焼室内での燃焼形態の概略を説明するための吸排気系及び燃焼室の模式図である。燃料噴射時における燃焼室及びその周辺部を示す断面図である。燃料噴射時における燃焼室の平面図である。図８（ａ）は燃焼行程時における筒内圧力の変化の一例を示す図であり、図８（ｂ）はその熱発生率波形の一例を示す図であり、図８（ｃ）はその熱発生率波形の傾きの変化を示す図である。図９（ａ）は図８（ｂ）で示した熱発生率波形を二等辺三角形にモデル化した波形図であり、図９（ｂ）は図８（ｃ）で示した熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図である。パイロット噴射、メイン噴射及びアフタ噴射がそれぞれ実行された場合における熱発生率波形の一例を示す図である。第１実施形態における燃料噴射制御動作の手順を示すフローチャート図である。第２実施形態における燃料噴射制御動作の手順を示すフローチャート図である。第３実施形態における燃料噴射制御動作の手順を示すフローチャート図である。燃料噴射制御動作に伴って変化する熱発生率波形（メイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率波形）を示す図である。

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、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（吸気絞り弁）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。

また、この吸気系６には、燃焼室３内でのスワール流（水平方向の旋回流）を可変とするためのスワールコントロールバルブ６６が備えられている（図２参照）。具体的に、上記吸気ポート１５ａとしては、ノーマルポート及びスワールポートの２系統が各気筒毎に備えられており、そのうち図２に示されているノーマルポート１５ａに、開度調整可能なバタフライバルブで成るスワールコントロールバルブ６６が配置されている。このスワールコントロールバルブ６６には図示しないアクチュエータが連繋されており、このアクチュエータの駆動によって調整されるスワールコントロールバルブ６６の開度に応じてノーマルポート１５ａを通過する空気の流量が変更できるようになっている。そして、スワールコントロールバルブ６６の開度が大きいほど、ノーマルポート１５ａから気筒内に吸入される空気量が増加する。このため、スワールポート（図２では図示省略）により発生したスワールは相対的に弱まり、気筒内は低スワール（スワール速度が低い状態）となる。逆に、スワールコントロールバルブ６６の開度が小さいほど、ノーマルポート１５ａから気筒内に吸入される空気量が減少する。このため、スワールポートにより発生したスワールは相対的に強められ、気筒内は高スワール（スワール速度が高い状態）となる。

排気系７は、シリンダヘッド１５に形成された上記排気ポート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：ＮＯｘＳｔｏｒａｇｅＲｅｄｕｃｔｉｏｎ触媒）７５及びＤＰＮＲ触媒（ＤｉｅｓｅｌＰａｔｉｃｕｌａｔｅ−ＮＯｘＲｅｄｕｃｔｉｏｎ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。

尚、このキャビティ１３ｂの形状としては、その中央部分（シリンダ中心線Ｐ上）では凹陥寸法が小さく、外周側に向かうに従って凹陥寸法が大きくなっている。つまり、図２に示すようにピストン１３が圧縮上死点付近にある際、このキャビティ１３ｂによって形成される燃焼室３としては、中央部分では比較的容積の小さい狭小空間とされ、外周側に向かって次第に空間が拡大される（拡大空間とされる）構成となっている。

上記ピストン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へ空気を導入する上記吸気ポート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。これらＥＧＲ通路８、ＥＧＲバルブ８１、ＥＧＲクーラ８２等によってＥＧＲ装置（排気還流装置）が構成されている。

−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、外気の圧力を検出する外気圧センサ４Ａ、及び、筒内圧力を検出する筒内圧センサ４Ｂ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、上記サプライポンプ２１、インジェクタ２３、燃料添加弁２６、スロットルバルブ６２、スワールコントロールバルブ６６、及び、ＥＧＲバルブ８１などが接続されている。また、出力インターフェース１０６には、その他に、上記ターボチャージャ５の可変ノズルベーン機構に備えられたアクチュエータ（図示省略）も接続されている。

そして、ＥＣＵ１００は、上記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、上記ＲＯＭ１０２に記憶された各種マップに基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。

例えば、ＥＣＵ１００は、インジェクタ２３の燃料噴射制御として、パイロット噴射（副噴射）とメイン噴射（主噴射）とを実行する。

上記パイロット噴射は、インジェクタ２３からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、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パイロット噴射は、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。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）を十分に高めて燃料の自着火温度（例えば１０００Ｋ）に到達させるようにし、これによっ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ようにしている。

上記メイン噴射は、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。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、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、要求トルクが得られるように決定される。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、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。また、上記パイロット噴射によって気筒内の予熱が十分に行われている場合には、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。

尚、上述したパイロット噴射及びメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。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。具体的には、供給された燃料の燃焼エネルギがエンジン１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は実行される。また、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。

また、ＥＣＵ１００は、エンジン１の運転状態に応じてＥＧＲバルブ８１の開度を制御し、吸気マニホールド６３に向けての排気還流量（ＥＧＲ量）を調整する。このＥＧＲ量は、上記ＲＯＭ１０２に予め記憶されたＥＧＲマップに従って設定される。具体的に、このＥＧＲマップは、エンジン回転数及びエンジン負荷をパラメータとしてＥＧＲ量（ＥＧＲ率）を決定するためのマップである。尚、このＥＧＲマップは、予め実験やシミュレーション等によって作成されたものとなっている。つまり、上記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たエンジン回転数及びスロットル開度センサ４２によって検出されたスロットルバルブ６２の開度（エンジン負荷に相当）とをＥＧＲマップに当て嵌めることでＥＧＲ量（ＥＧＲバルブ８１の開度）が得られるようになっている。

更に、ＥＣＵ１００は、上記スワールコントロールバルブ６６の開度制御を実行する。このスワールコントロールバルブ６６の開度制御としては、燃焼室３内に噴射された燃料の噴霧の単位時間当たり（または単位クランク回転角度当たり）における気筒内の周方向の移動量を変更するように行われる。

−燃料噴射圧−
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。尚、この目標レール圧は例えば上記ＲＯＭ１０２に記憶された燃圧設定マップに従って設定される。つまり、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）が制御され、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る。

尚、本実施形態では、エンジン負荷等に応じて燃料圧力が３０ＭＰａ〜２００ＭＰａの間で調整されるようになっている。

上記パイロット噴射やメイン噴射などの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（パイロット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−
次に、上記目標燃料圧力の設定手法について説明する。ディーゼルエンジン１においては、ＮＯｘ発生量やスモーク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。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。

図４の上段に示す波形のうちの実線は、横軸をクランク角度、縦軸を熱発生率とし、パイロット噴射及びメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に係る熱発生率波形の一例を示している。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。また、図４の下段に示す波形は、インジェクタ２３から噴射される燃料の噴射率（クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量）波形を示している。

上記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）付近からメイン噴射で噴射された燃料の燃焼が開始され、ピストン１３の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度（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度（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度（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、圧縮上死点後１０度（ＡＴＤＣ１０°）の時点が燃焼重心となって、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。

また、この燃焼重心に到達した時点でのクランク角度と燃料噴射率波形との関係としては、インジェクタ２３に対して燃料噴射停止信号を送信した時点から燃料噴射が完全に停止するまでの期間（図４における期間Ｔ１）に燃焼重心が位置することになる。

このような熱発生率波形による燃焼が行われる状況にあっては、パイロット噴射によって気筒内の予熱が十分に行われ、この予熱により、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。

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、燃焼速度及び熱発生率の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熱発生率の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。

−燃焼形態の概略説明−
次に、本実施形態に係るエンジン１における燃焼室３内での燃焼形態の概略について説明する。

図５は、エンジン１の一つの気筒に対して吸気マニホールド６３及び吸気ポート１５ａを経てガス（空気）が吸入され、燃焼室３内へインジェクタ２３からの燃料噴射によって燃焼が行われると共に、その燃焼後のガスが排気ポート７１を経て排気マニホールド７２へ排出される様子を模式的に示した図である。

この図５に示すように、気筒内に吸入されるガスには、吸気管６４からスロットルバルブ６２を介して吸入された新気と、上記ＥＧＲバルブ８１が開弁された場合にＥＧＲ通路８から吸入されるＥＧＲガスとが含まれる。吸入される新気量（質量）と吸入されるＥＧＲガス量（質量）との和に対するＥＧＲガス量の割合（即ち、ＥＧＲ率）は、運転状態に応じて上記ＥＣＵ１００により適宜制御されるＥＧＲバルブ８１の開度に応じて変化する。

このようにして気筒内に吸入された新気及びＥＧＲガスは、吸気行程において開弁している吸気バルブ１６を介し、ピストン１３（図５では図示省略）の下降に伴って気筒内に吸入されて筒内ガスとなる。この筒内ガスは、エンジン１の運転状態に応じて決定されるバルブ閉弁時にて吸気バルブ１６が閉弁することにより筒内に密閉され（筒内ガスの閉じ込め状態）、その後の圧縮行程においてピストン１３の上昇に伴って圧縮される。そして、ピストン１３が上死点近傍に達すると、上述したＥＣＵ１００による噴射量制御によって所定時間だけインジェクタ２３が開弁されることで燃料を燃焼室３内に直接噴射する。具体的には、ピストン１３が上死点に達する前に上記パイロット噴射が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン１３が上死点近傍に達した時点で上記メイン噴射が実行されることになる。

図６は、この燃料噴射時における燃焼室３及びその周辺部を示す断面図であり、図７は、この燃料噴射時における燃焼室３の平面図（ピストン１３の上面を示す図）である。図７に示すように、本実施形態に係るエンジン１のインジェクタ２３には、周方向に亘って等間隔に８個の噴孔が設けられており、これら噴孔からそれぞれ均等に燃料が噴射されるようになっている。尚、この噴孔数としては８個に限るものではない。

そして、この各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は略円錐状に拡散していく。また、各噴孔からの燃料噴射（上記パイロット噴射やメイン噴射）は、ピストン１３が圧縮上死点近傍に達した時点で行われるため、図６に示すように、各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は上記キャビティ１３ｂ内で拡散していくことになる。

このように、インジェクタ２３に形成されている各噴孔から噴射された燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、時間の経過に伴って筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって筒内においてそれぞれ円錐状に拡散していき、自己着火によって燃焼する。つまり、この各燃料の噴霧Ａ，Ａ，…は、それぞれ筒内ガスと共に略円錐状の燃焼場を形成し、その燃焼場（本実施形態では８箇所の燃焼場）でそれぞれ燃焼が開始されることになる。

そして、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン１３を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ（エンジン出力となるエネルギ）、燃焼室３内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック１１やシリンダヘッド１５を経て外部（例えば冷却水）に放熱される熱エネルギとなる。

そして、燃焼後の筒内ガスは、排気行程において開弁する排気バルブ１７を介し、ピストン１３の上昇に伴って排気ポート７１及び排気マニホールド７２へ排出されて排ガスとなる。

−燃焼音及びＮＯｘ発生量の評価−
本実施形態の特徴は、燃焼行程時における燃焼音（燃焼騒音）の低減及び排気エミッションの改善を図るための制御パラメータ（燃料噴射量や燃料噴射タイミング等）の調整を行うに際し、上記燃焼音の大きさ及び排気ガス中に含まれるＮＯｘの発生量それぞれの評価指標を共通化した点にある。

具体的には、燃料の燃焼に伴う熱発生率の変化勾配の最大値（上昇度合いの最大値；熱発生率波形の最大傾き）に基づいて燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量を評価することで、その評価結果を、インジェクタ２３からの燃料噴射量や燃料噴射タイミングの制御に役立てるようにしている（制御手段による燃焼音及びＮＯｘ発生量の評価及び燃料噴射形態の制御）。以下、具体的に説明する。

この燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量の評価の概略としては、熱発生率波形を二等辺三角形にモデル化し、この熱発生率波形に対応してモデル化した二等辺三角形を利用して、熱発生率波形の傾きの変化を示す波形（熱発生率を微分することで得られる波形）を２つの二等辺三角形にモデル化する。そして、この熱発生率波形の傾きの変化を示す波形に対応してモデル化した二等辺三角形の形状（二等辺三角形の高さ；熱発生率波形の最大傾きに相当）より、燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量を共に評価するようにしている。つまり、熱発生率波形の傾きの変化を示す波形に対応する二等辺三角形を共通の評価指標として、燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量の評価に利用するようにしている。

図８（ａ）は上記パイロット噴射、メイン噴射及びアフタ噴射で噴射された燃料の燃焼時における筒内圧力（筒内での発生熱量に相当）の変化の一例を示す図であり、図８（ｂ）はその熱発生率波形の一例を示す図であり、図８（ｃ）はその熱発生率の傾きの変化を示す図である。

図８（ａ）に示す筒内圧力は上記筒内圧センサ４Ｂにより検出される。また、エンジン１の運転状態に基づいて筒内圧力を推定するようにしてもよい。図８（ｂ）に示す熱発生率波形は、上記検出または推定された筒内圧力に基づいて求められる発生熱量（Ｑ）を微分（１回微分；ｄＱ／ｄθ）することにより得られる。図８（ｃ）に示す熱発生率の傾きの変化は、上記検出または推定された筒内圧力に基づいて求められる発生熱量（Ｑ）の変化を２回微分（ｄ²Ｑ／ｄθ²）することにより得られる。

また、図９（ａ）は図８（ｂ）で示した熱発生率波形のうちメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率波形（図８（ｂ）における期間Ｔ１での熱発生率波形）を二等辺三角形にモデル化した波形図であり、図９（ｂ）は図８（ｃ）で示した熱発生率の傾きの変化のうちメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の傾きの変化の波形（図８（ｃ）における期間Ｔ１での波形）を二等辺三角形にモデル化した波形図である。この図９（ｂ）に示す二等辺三角形の形状を特定するための手法については後述する。

尚、図８（ｃ）で示した熱発生率の傾きの変化の波形は、上記発生熱量（Ｑ）の変化を２回微分（ｄ²Ｑ／ｄθ²）した値に対して負の値である所定の係数を乗算することにより得られている。また、図９（ｂ）では、熱発生率の傾きの変化を正の値として扱えるようにするために、熱発生率の傾きを二乗して、この熱発生率の傾きの変化の波形を、正側に頂点を有する二等辺三角形にモデル化している。

また、図９（ａ）に示す波形（二等辺三角形にモデル化した波形）は、図８（ｂ）に示す波形においてメイン噴射で噴射された燃料の燃焼開始点及び燃焼終了点、波形の最大値を結ぶ曲線を直線近似させることにより得られる。

尚、理解を容易にするために、上述した如く、図９（ａ）及び図９（ｂ）では、メイン噴射で噴射された燃料の燃焼時における波形図（二等辺三角形にモデル化した波形図）を示している。パイロット噴射やアフタ噴射が実行された場合にもその燃料の燃焼に伴って熱発生率が変化するため、以下に述べる評価手法と同様の手法によってパイロット噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量の評価や、アフタ噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量の評価が可能である。

以下、これら熱発生率波形（ｄＱ／ｄθ）及び熱発生率の傾きの変化波形（ｄ²Ｑ／ｄθ²）のモデル化について説明する。

先ず、図８（ｂ）に示すようにメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の変化としては、インジェクタ２３からのメイン噴射の開始後に着火遅れ期間を経て略一定の変化勾配により熱発生率が増加していく。そして、その熱発生率がピークに達した後には、上記変化勾配と絶対値が等しい負の変化勾配で熱発生率が減少していくことになる。このため、このメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の変化は、幾何学的に二等辺三角形に近似させることが可能である（図９（ａ）を参照）。この場合、二等辺三角形の面積はメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴って発生した熱量に相当し、底辺はその燃焼期間（図８（ｂ）におけるＴ１）に相当し、高さが熱発生率のピーク値に相当する。以下の説明では、この二等辺三角形における傾き（熱発生率が上昇している期間（熱発生率波形の前半）における熱発生率の傾き）を「ａ」、面積（発生熱量）を「ｂ」、底辺（燃焼期間）を「２ｃ（燃焼開始からピーク値までの燃焼期間（熱発生率波形の前半の燃焼期間）をｃ）」、高さ（熱発生率のピーク値；燃焼重心における熱発生率）を「ｄ」とおく。

これら値は以下の関係が成り立っている。

ａ＝ｄ／ｃ …（２）
ｂ＝２ｃ×ｄ／２＝ｃ×ｄ …（３）
この両式より、
ｂ＝ａ×ｃ² …（４）
となり、
ｃ＝（ｂ／ａ）^0.5 …（５）
となる。

一方、図８（ｃ）に示すようにメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の傾きの変化として、その燃焼期間（図９（ｂ）で示した２つの二等辺三角形の底辺の和）は、上記図８（ｂ）での燃焼期間（図９（ａ）で示した二等辺三角形の底辺の長さ）に一致し、その高さ（熱発生率波形の最大傾きに相当）が上記図９（ｂ）で示した二等辺三角形の高さ「ａ²」により決定される。つまり、この図９（ｂ）で示した２つの二等辺三角形は、図９（ａ）で示した二等辺三角形の底辺の長さ「２ｃ」及び傾き「ａ」によりその形状が特定されることになる。

そして、この図９（ｂ）で示した二等辺三角形を利用して燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量を評価することができる。具体的には、この二等辺三角形の高さ「ａ²」（熱発生率波形の最大傾きに相当）を燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量を評価するための指標とする。

以下、この二等辺三角形の高さ「ａ²」が燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量を評価するための指標として適している理由について説明する。

この図９（ｂ）に示した２つの二等辺三角形における傾き二乗和は以下の式（６）となる。

（ｃ×ａ²／２）×２＝ａ²×ｃ …（６）
この式（６）に上記式（５）を代入すると、
（ａ²／ａ^0.5）×ｂ^0.5＝ａ^1.5×ｂ^0.5 …（７）
となる。

このように、図９（ｂ）で示した２つの二等辺三角形における傾き二乗和は、熱発生率の傾き「ａ」の１．５乗の感度で与えられ、且つ発生熱量「ｂ」の０．５乗の感度で与えられることになる。つまり、この二等辺三角形における傾き二乗和に対しては、熱発生率の傾き「ａ」が大きく影響を与えており、その結果、燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量は、この熱発生率の傾き「ａ」を指標とする（実際には、熱発生率の傾きの二乗「ａ²」（図９（ｂ）における二等辺三角形の高さ；熱発生率波形の最大傾きに相当）を指標とする）ことにより高い精度で評価することが可能となる。

以上のようにして熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図での高さ（熱発生率波形の最大傾き）を燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量の評価指標とすることが可能である。

例えば、図１０に示すようなパイロット噴射、メイン噴射及びアフタ噴射が実行された場合における熱発生率波形にあっては、それぞれの熱発生率波形の最大傾き（各波形における破線を参照）が、上記熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図（図９（ｂ）に相当する波形図）での高さ「ａ²」として現されることになり、これを算出することで、各パイロット噴射、メイン噴射及びアフタ噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量の評価を行うことができる。

本実施形態では、燃焼行程時の燃焼音としては、パイロット噴射、メイン噴射及びアフタ噴射それぞれにおける熱発生率波形の最大傾きの総和、つまり、各燃料噴射それぞれにおいて熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図での高さ（熱発生率の傾きの二乗「ａ²」）の総和として算出する。また、燃焼行程時のＮＯｘの発生量としては、メイン噴射における熱発生率波形の最大傾き、つまり、メイン噴射において熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図での高さとして算出する。これは、燃焼行程時におけるＮＯｘの大部分はメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴って発生するからである。

−燃料噴射形態制御動作−
次に、上述した燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量の各評価を利用して、エンジン運転時における燃料噴射形態を制御する場合の複数の実施形態について説明する。

（第１実施形態）
先ず、第１実施形態について説明する。図１１は、本実施形態における燃料噴射制御動作の手順を示すフローチャート図である。この図１１に示すフローチャートは、エンジン１の始動後、数ｍｓｅｃ毎またはクランクシャフトの所定回転角度毎に実行される。または、エンジン１の運転状態が変化する度に（例えばアクセル開度やエンジン回転数が変化する度に）実行される。

先ず、ステップＳＴ１において、現在のエンジン運転状態において基準となる熱発生率波形を形成する燃料噴射形態（基準燃料噴射形態）によりインジェクタ２３から燃料噴射を行って燃焼行程を実行する。この基準となる熱発生率波形を形成する燃料噴射形態とは、燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量が共に所定値（本実施形態で目標とする燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量よりも大きな値）以下となるような燃料噴射形態であって、予め実験的にまたは経験的に設定されるものである。

その後、ステップＳＴ２に移り、上述した評価手法（モデル化した二等辺三角形を利用した評価手法；上記熱発生率の傾きの二乗「ａ²」の総和による評価）により燃焼音の評価を行う。つまり、熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図での高さ「ａ²」を燃焼音の大きさの評価指標とし、この波形図での高さ「ａ²」が所定高さ（燃焼音の許容範囲の上限値に相当する高さ）以下となっているか否かを判定する。

燃焼音の大きさが許容範囲内であり、ステップＳＴ２でＹＥＳ判定された場合にはステップＳＴ４に移る。一方、燃焼音の大きさが許容範囲よりも大きく、ステップＳＴ２でＮＯ判定された場合にはステップＳＴ３に移り、燃焼室３内での燃料の予混合量を減量する。具体的にはパイロット噴射を減量補正する。この予混合量を減量したことにより熱発生率波形が遅角側に移行し、燃焼音が小さくなる。

このようにして燃料の予混合量を減量した後、再びステップＳＴ２において燃焼音の大きさが許容範囲内であるか否かを判定する。そして、燃焼音の大きさが許容範囲内となるまで、ステップＳＴ３での予混合量の減量補正を繰り返す。

燃焼音の大きさが許容範囲内となり、ステップＳＴ２でＹＥＳ判定されてステップＳＴ４に移ると、上述した評価手法（モデル化した二等辺三角形を利用した評価手法；上記熱発生率の傾きの二乗「ａ²」による評価）によりＮＯｘ発生量の評価を行う。つまり、熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図での高さ「ａ²」をＮＯｘ発生量の評価指標とし、この波形図での高さが所定高さ（ＮＯｘ発生量の許容範囲の上限値に相当する高さ）以下となっているか否かを判定する。

ＮＯｘ発生量が許容範囲内であり、ステップＳＴ４でＹＥＳ判定された場合には燃料噴射形態は適切に設定されたとして本ルーチンを終了する。一方、ＮＯｘ発生量が許容範囲よりも大きく、ステップＳＴ４でＮＯ判定された場合にはステップＳＴ５に移り、メイン噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正する。そして、ＮＯｘ発生量がが許容範囲内となるまで（ステップＳＴ４でＹＥＳ判定されるまで）、ステップＳＴ５での燃料噴射タイミングの遅角側への補正を繰り返す。

以上説明したように、本実施形態では、燃焼音の大きさ及び排気ガス中に含まれるＮＯｘの発生量それぞれの評価指標を、燃料の燃焼に伴う熱発生率の変化勾配（上昇度合い；熱発生率波形の傾き）によって共通化させている。このため、燃焼音を許容範囲内に抑えるための制御パラメータの調整動作、及び、排気エミッションを許容範囲内に抑えるための制御パラメータの調整動作のそれぞれを、上記共通の評価指標に基づいて行うことが可能となる。従来では、燃焼音を許容範囲内に抑え、且つ排気エミッションを許容範囲内に抑えるために、燃焼音及びＮＯｘ発生量を個別に評価しながら各制御パラメータの調整を繰り返し、その適合値を見つけ出すといった多大な作業が必要であったが、本実施形態によれば、これら燃焼音及び排気エミッションを共に許容範囲内に抑えるための適合値を比較的容易に見つけ出すことが可能となる。

尚、本実施形態の効果を確認するために行った実験により、市販の燃焼音計測器（上記構造減衰フィルタ処理、聴覚フィルタ処理、ＲＭＳ処理によって燃焼音を計測する装置）で計測された燃焼音と、上記実施形態の評価手法によって評価された燃焼音とは略一致していたことが確認されている。

（第２実施形態）
次に、第２実施形態について説明する。図１２は、本実施形態における燃料噴射制御動作の手順を示すフローチャート図である。この図１２に示すフローチャートにおけるステップＳＴ１〜ＳＴ５の各動作は上述した第１実施形態における同ステップの動作と同一であるため、ここでの説明は省略する。

上記ステップＳＴ４での判定において、ＮＯｘ発生量が許容範囲内である場合には、ステップＳＴ６に移り、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。例えば、排気系に予め備えられたスモークセンサによるセンシングや、エンジン運転状態に基づくスモーク発生量の推定動作により、スモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。

排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であり、ステップＳＴ６でＹＥＳ判定された場合には燃料噴射形態は適切に設定されたとして本ルーチンを終了する。一方、スモークの発生量が許容範囲よりも多く、ステップＳＴ６でＮＯ判定された場合にはステップＳＴ７に移り、燃焼室３内での燃料の予混合量を増量する。具体的にはパイロット噴射を増量補正する。つまり、予混合量を増量したことにより着火遅れの適正化が図れ、その結果、スモークの発生量が少なくなる。

このようにして燃料の予混合量を増量した後、再びステップＳＴ６において排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。そして、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内となるまで（ステップＳＴ６でＹＥＳ判定されるまで）、ステップＳＴ７での予混合量の増量補正を繰り返す。

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の効果を奏することができる。また、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内に抑えられるため、排気エミッションの更なる改善を図ることができる。

（第３実施形態）
次に、第３実施形態について説明する。図１３は、本実施形態における燃料噴射制御動作の手順を示すフローチャート図である。また、図１４は、その燃料噴射制御動作に伴って変化する熱発生率（メイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率）の変化を示す図である。図１３に示すフローチャートは、エンジン１の始動後、数ｍｓｅｃ毎またはクランクシャフトの所定回転角度毎に実行される。または、エンジン１の運転状態が変化する度に（例えばアクセル開度やエンジン回転数が変化する度に）実行される。

先ず、ステップＳＴ１１において、現在のエンジン運転状態において基準となる熱発生率波形を形成する燃料噴射形態（基準燃料噴射形態）によりインジェクタ２３から燃料噴射を行って燃焼行程を実行する。この基準となる熱発生率波形を形成する燃料噴射形態とは、燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量が共に所定値（本実施形態で目標とする燃焼音の大きさ及びＮＯｘの発生量よりも大きな値）以下となるような燃料噴射形態であって、予め実験的にまたは経験的に設定されるものである。この場合の熱発生率波形（メイン噴射で噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の波形）としては図１４（ａ）に示すものとなる。

その後、ステップＳＴ１２に移り、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。例えば、排気系に予め備えられたスモークセンサによるセンシングや、エンジン運転状態に基づくスモーク発生量の推定動作により、スモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。

排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であり、ステップＳＴ１２でＹＥＳ判定された場合にはステップＳＴ１４に移る。一方、スモークの発生量が許容範囲よりも多く、ステップＳＴ１２でＮＯ判定された場合にはステップＳＴ１３に移り、燃焼室３内での燃料の予混合量を増量する。具体的にはパイロット噴射を増量補正する。この場合の熱発生率波形としては図１４（ｂ）に破線で示す状態から一点鎖線で示す状態に変化する。つまり、予混合量を増量したことにより着火遅れが小さくなる。

このようにして燃料の予混合量を増量した後、再びステップＳＴ１２において排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。そして、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内となるまで、ステップＳＴ１３での予混合量の増量補正を繰り返す。

排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内となり、ステップＳＴ１２でＹＥＳ判定されてステップＳＴ１４に移ると、上述した評価手法（モデル化した二等辺三角形を利用した評価手法；上記熱発生率の傾きの二乗「ａ²」の総和による評価）により燃焼音の評価を行う。つまり、熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図での高さ「ａ²」を燃焼音の大きさの評価指標とし、この波形図での高さ「ａ²」が所定高さ（燃焼音の許容範囲の上限値に相当する高さ）以下となっているか否かを判定する。

燃焼音の大きさが許容範囲内であり、ステップＳＴ１４でＹＥＳ判定された場合にはステップＳＴ１６に移る。一方、燃焼音の大きさが許容範囲よりも大きく、ステップＳＴ１４でＮＯ判定された場合にはステップＳＴ１５に移り、燃焼室３内での燃料の予混合量を減量する。具体的にはパイロット噴射を減量補正する。この場合の熱発生率波形としては図１４（ｃ）に一点鎖線で示す状態から二点鎖線で示す状態に変化する。つまり、予混合量を減量したことにより熱発生率波形が遅角側に移行し、燃焼音が小さくなる。

このようにして燃料の予混合量を減量した後、再びステップＳＴ１４において燃焼音の大きさが許容範囲内であるか否かを判定する。そして、燃焼音の大きさが許容範囲内となるまで、ステップＳＴ１５での予混合量の減量補正を繰り返す。

燃焼音の大きさが許容範囲内となり、ステップＳＴ１４でＹＥＳ判定されてステップＳＴ１６に移ると、再び、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。

排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であり、ステップＳＴ１６でＹＥＳ判定された場合にはステップＳＴ１８に移る。一方、スモークの発生量が許容範囲よりも多く、ステップＳＴ１６でＮＯ判定された場合にはステップＳＴ１７に移り、メイン噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正する。この場合の熱発生率波形としては図１４（ｄ）に二点鎖線で示す状態から実線で示す状態に変化する。つまり、メイン噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正したことにより燃焼室３内での燃料（特にパイロット噴射で噴射された燃料）の拡散が進みスモークの発生量が少なくなる。

このようにしてメイン噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正した後、ステップＳＴ１９において排気ガス中のＨＣの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。例えば、排気系に予め備えられたセンサによるセンシングや、エンジン運転状態に基づくＨＣ発生量の推定動作により、ＨＣの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。

そして、排気ガス中のＨＣの発生量が許容範囲内にあり、ステップＳＴ１９でＹＥＳ判定されてステップＳＴ１６に移ると、再び、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内であるか否かを判定する。このようにして、ＨＣの発生量が許容範囲内にある状態で、スモークの発生量が許容範囲内となるまで、メイン噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正していく。

そして、排気ガス中のスモークの発生量が許容範囲内となり、ステップＳＴ１６でＹＥＳ判定されてステップＳＴ１８に移ると、上述した評価手法（モデル化した二等辺三角形を利用した評価手法；上記熱発生率の傾きの二乗「ａ²」による評価）によりＮＯｘ発生量の評価を行う。つまり、熱発生率の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化した波形図での高さ「ａ²」をＮＯｘ発生量の評価指標とし、この波形図での高さが所定高さ（ＮＯｘ発生量の許容範囲の上限値に相当する高さ）以下となっているか否かを判定する。

ＮＯｘ発生量が許容範囲内であり、ステップＳＴ１８でＹＥＳ判定された場合には燃料噴射形態は適切に設定されたとして本ルーチンを終了する。一方、ＮＯｘ発生量が許容範囲よりも大きく、ステップＳＴ１８でＮＯ判定された場合にはステップＳＴ１７に移り、メイン噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正し、上述した動作を繰り返し、スモークの発生量、ＮＯｘの発生量が共に許容範囲内となるまでメイン噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正していく。尚、ＨＣの発生量が許容範囲よりも大きい場合には、本ルーチンを一旦終了し、目標値の変更（例えば許容範囲の変更）等を行って、再度、上記ステップＳＴ１１からの動作を繰り返す。

−他の実施形態−
以上説明した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。本発明はこれに限らず、自動車以外に搭載されるディーゼルエンジンにも適用可能である。

また、上記実施形態では、パイロット噴射、メイン噴射及びアフタ噴射それぞれにおける熱発生率波形の最大傾きの総和により燃焼行程時の燃焼音を評価するようにしていた。本発明はこれに限らず、各燃料噴射それぞれに対して個別に熱発生率波形の最大傾きを求め、それぞれを個別の燃焼音として扱うようにしてもよい。この場合、各燃料噴射それぞれに対して個別に制御パラメータを調整して燃焼音の低減を図るようにすることができる。

また、上記実施形態では、メイン噴射における熱発生率波形の最大傾きにより燃焼行程時のＮＯｘの発生量を評価するようにしていた。本発明はこれに限らず、パイロット噴射、メイン噴射及びアフタ噴射それぞれにおける熱発生率波形の最大傾きの総和によりＮＯｘの発生量を評価するようにしてもよい。

更に、上記実施形態では、発生熱量を微分することで得られる熱発生率波形を二等辺三角形にモデル化し（図９（ａ）参照）、このモデル化した二等辺三角形の底辺の長さ「２ｃ」及び斜辺の傾き「ａ」から、熱発生率波形の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化するようにしていた（図９（ｂ）参照）。本発明はこれに限らず、発生熱量を２回微分した値の波形（図８（ｃ）に示した波形に相当）を二等辺三角形にモデル化し（燃焼開始点、波形の最小値、波形の最大値、燃焼終了点を結ぶ曲線を直線近似させることにより得られる二等辺三角形にモデル化し）、そのモデル化した二等辺三角形の高さ寸法に基づいて、その燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価するようにしてもよい。

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、熱発生率波形の傾きを評価指標として燃焼音の低減と排気エミッションの改善とを両立する制御に適用可能である。

１エンジン（内燃機関）
１３ピストン
２３インジェクタ（燃料噴射弁）
３燃焼室
４Ｂ筒内圧センサ
１００ＥＣＵ

Claims

圧縮自着火式内燃機関の燃焼室内に向けて燃料噴射弁から噴射された燃料が燃焼する際の燃焼状態を制御する内燃機関の制御装置において、
上記燃焼室内に噴射された燃料の燃焼に伴う熱発生率の上昇度合いの最大値を指標としてその燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価し、これら燃焼音及びＮＯｘ発生量の評価に基づいて、燃焼音及びＮＯｘ発生量が共に予め設定された許容範囲内となるように燃料噴射形態を制御する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。
請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
上記制御手段は、上記燃焼室内に噴射された燃料の燃焼に伴って変化する発生熱量を微分することで得られる熱発生率波形を二等辺三角形にモデル化し、このモデル化した二等辺三角形の底辺の長さ及び斜辺の傾きから、熱発生率波形の傾きの変化の波形を二等辺三角形にモデル化し、このモデル化した二等辺三角形の高さ寸法に基づいて、その燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価する構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
上記制御手段は、上記燃焼室内に噴射された燃料の燃焼に伴って変化する発生熱量を２回微分した値の波形を二等辺三角形にモデル化し、そのモデル化した二等辺三角形の高さ寸法に基づいて、その燃焼に伴う燃焼音及びＮＯｘ発生量を共に評価する構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
請求項２または３記載の内燃機関の制御装置において、
上記燃料噴射弁からの燃料噴射として、主噴射と、この主噴射に先立って行われる副噴射とを含む複数回の燃料噴射が実行されるようになっており、
上記制御手段は、各燃料噴射それぞれの燃焼における熱発生率波形の傾きの変化の波形をモデル化した各二等辺三角形の高さ寸法の和に基づいて燃焼行程時の燃焼音を評価し、この燃焼音が予め設定された許容範囲内となるように燃料噴射形態を制御する構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
請求項１、２または３記載の内燃機関の制御装置において、
上記燃料噴射弁からの燃料噴射として、主噴射と、この主噴射に先立って行われる副噴射とを含む複数回の燃料噴射が実行されるようになっており、
上記制御手段は、燃料の燃焼に伴う熱発生率の上昇度合いの最大値を指標として評価した燃焼音が、予め設定された許容範囲よりも大きい場合には、上記副噴射での噴射量を減量補正する一方、燃料の燃焼に伴う熱発生率の上昇度合いの最大値を指標として評価したＮＯｘ発生量が、予め設定された許容範囲よりも多い場合には、上記主噴射の燃料噴射タイミングを遅角側に補正するよう構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。