JP2021042693A - ディーゼルエンジンの制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】燃費性能を比較的良好に維持しつつ、アフター噴射により噴射された燃料の空気利用率を高めて煤の発生を抑制する。【解決手段】ディーゼルエンジンは、冠面にキャビティが形成されたピストンを有する。キャビティは、底部と、径方向外側に凸となるように窪む外周部と、外周部の上側において径方向内側に凸となるように突出するリップ部とを有する。噴射制御部は、リップ部に向けて燃料を噴射するメイン噴射Ｊｍと、メイン噴射Ｊｍよりも遅れた膨張行程中の所定時期にメイン噴射Ｊｍよりも少量の燃料を噴射するアフター噴射Ｊａとをインジェクタに実行させる。メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉは、エンジン回転数が高くなるほど短くされる。エンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率はエンジン回転数が高い方が大きくされる。【選択図】図２０

Description

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

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

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

特開２０１１−１９０７２５号公報

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

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

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

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

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

メイン噴射により噴射された燃料の噴霧は、キャビティのリップ部、外周部、底部の各壁面に沿って縦方向の渦を形成するように旋回し、インジェクタの噴射軸上の特定位置に戻ってくる。言い換えると、当該特定位置での酸素濃度は、メイン噴射による燃料噴霧の旋回流動によって大きく変動する。このため、アフター噴射により噴射された燃料の空気利用率を高めるには、当該アフター噴射による燃料噴霧が前記特定位置に到達する時期と、前記特定位置における酸素濃度が濃くなる時期（以下、酸素到来時期ともいう）とを概ね一致させる必要がある。

本願発明者の研究により、上記の縦方向の渦を形成するような燃料噴霧の旋回によって変化する酸素到来時期は、エンジン回転数が高いほど早くなることが分かっている。この点を考慮した制御として、本発明では、メイン噴射の終了からアフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間が、エンジン回転数が高いほど短くなるように調整されるので、前記特定位置での酸素濃度が濃くなる時期にアフター噴射による燃料噴霧を前記特定位置に到達させることができ、当該燃料噴霧の空気利用率を高めることができる。これにより、仮に噴射インターバル時間を固定的に設定した場合と比較して、燃焼に伴う煤の発生を効果的に抑制することができる。

さらに、本願発明者らは、多噴孔を有して各噴孔から放射状に燃料が噴射されるインジェクタを有するエンジンにおいては、エンジン回転数が高いときは低いときに比べて、燃焼室に生じるスワール流が燃料噴霧に与える影響が大きくなり、これに伴ってエンジン回転数が高いときは低いときに比べて、エンジン回転数の増加に対して前記酸素到来時期がより一層早まるという知見を得た。本発明では、上記の点に加えてこの点を考慮した制御として、エンジン回転数が高いときの方が低いときよりもエンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間の短縮率を大きくしている。これより、より一層確実に、前記特定位置での酸素濃度が濃くなる時期にアフター噴射による燃料噴霧を前記特定位置に到達させることができる。

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

ここで、前記酸素到来時期は、エンジン回転数以外の種々のパラメータによっても変化することが分かっている。例えば、エンジン回転数が同一である場合でも、燃焼室の温度が相違する場合には、当該相違によって酸素到来時期が変化する。具体的には、燃焼室の温度が高いときの方が低いときよりも、燃料噴霧の長さ（噴霧長）が長くなり、このことが酸素到来時期を早める。そこで、前記制御装置は、燃焼室の温度を検出する温度センサをさらに備え、前記噴射制御部は、エンジン回転数が同一でかつ前記温度センサにより検出された前記燃焼室の温度が異なる場合に、当該燃焼室の温度が高いときは低いときに比べて前記噴射インターバル時間を短くすることが好ましい（請求項２）。

この構成によれば、燃焼室の温度の高低に関わらず良好な空気利用率を支障なく確保することができ、煤の発生量を効果的に低減することができる。

好ましくは、前記インジェクタは、前記各噴孔の中心軸をそれぞれ延長した各噴射軸と前記リップ部とが交差するタイミングで前記メイン噴射を実行し、前記噴射制御部は、前記メイン噴射の終了後、前記噴射軸上の特定位置に酸素含有率の高いクリーン空気流が巡ってくる時期である酸素到来時期を、前記メイン噴射の噴射量を含む複数のパラメータに基づき算出し、算出した酸素到来時期に基づいて前記噴射インターバル時間を決定する（請求項３）。

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

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

本発明の制御装置が適用されたディーゼルエンジンの好ましい実施形態を示す概略システム図である。 上記ディーゼルエンジンにおけるピストンの冠面の構造を示す図であり、（ａ）は斜視図、（ｂ）は断面斜視図である。 上記ディーゼルピストンの冠面に形成されたキャビティの詳細構造、および当該キャビティに噴射された燃料の噴霧の流れを説明するための断面図である。 燃焼室に噴射された燃料の噴霧の流れを説明するための図であって、ピストンの冠面を他の燃焼室形成面およびインジェクタの先端部と併せて示した概略平面図である。 燃焼室に噴射された燃料の噴霧の流れを説明するための図であって、ピストンの冠面を他の燃焼室形成面およびインジェクタの先端部と併せて示した概略平面図である。 上記ディーゼルエンジンの制御系統を示すブロック図である。 上記ディーゼルエンジンの拡散燃焼領域を示す運転マップである。 上記拡散燃焼領域内の特定の運転ポイントにおいて採用される燃料の噴射パターンを示すタイムチャートである。 上記拡散燃焼領域において実行される燃料噴射制御の具体的手順を示すフローチャートである。 上記キャビティ内を流動する燃料噴霧の流れを模式的に示す図であり、（ａ）はメイン噴射の終了時における噴霧の状態を、（ｂ）および（ｃ）はメイン噴射終了後の時間経過に伴い変化した噴霧の状態をそれぞれ示している。 上記キャビティ内の特定位置（旋回基準点）における酸素濃度の時間変化を示すグラフである。 上記メイン噴射による燃料噴霧とその後のアフター噴射による燃料噴霧との位置関係を模式的に示す図である。 縦旋回流動によって生じる特定位置（旋回基準点）の酸素濃度の時間変化を示すグラフである。 メイン噴射による燃料噴霧の縦旋回流動が各種パラメータにより変化することを示すグラフ群であり、（ａ）はメイン噴射量、噴射圧、および吸気圧と旋回速度との関係を、（ｂ）はメイン噴射量、噴射圧、吸気圧、およびエンジン回転数と旋回距離との関係を、（ｃ）はメイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温と噴霧長との関係をそれぞれ示している。 横旋回流動によって生じる特定位置（旋回基準点）の酸素濃度の時間変化を示すグラフである。 エンジン回転数とスワール速度との関係を示すグラフである。 上記メイン噴射の終了からの経過時間と縦旋回重み係数との関係を示すグラフである。 エンジン回転数と縦旋回重み係数との関係を示すグラフである。 上記メイン噴射の終了から上記アフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間と、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン水温、および燃温の各パラメータとの関係を示すグラフ群である。 上記噴射インターバル時間とエンジン回転数との関係を示すグラフである。 異なるエンジン回転数での上記キャビティ内の特定位置（旋回基準点）における酸素濃度の時間変化を示すグラフである。 異なるエンジン水温における上記噴射インターバル時間とエンジン回転数との関係を示すグラフである。 上記加速運転によって変化する噴射量および噴射インターバル時間を噴射波形（噴射パターン）の変化によって表現したタイムチャートである。

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

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

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

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

シリンダブロック３には、クランク角センサＳＮ１および水温センサＳＮ２が取り付けられている。クランク角センサＳＮ１は、クランク軸７の回転角度（クランク角）およびクランク軸７の回転数（エンジン回転数）を検出する。水温センサＳＮ２は、シリンダブロック３およびシリンダヘッド４の内部を流通する冷却水の温度（エンジン水温）を検出する。なお、この水温センサＳＮ２によって検出されるエンジン水温と燃焼室６の壁温すなわち燃焼室６の温度との相関は高く、本実施形態では、水温センサＳＮ２によって検出されるエンジン水温を燃焼室６の温度として扱い、この水温センサＳＮ２が請求項の「温度センサ」に相当する。

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

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

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

インジェクタ１５の先端部１５１には、燃料の出口となる噴孔１５２（図３、図４）が形成されている。インジェクタ１５は多噴孔型であり、その先端部１５１には複数の噴孔１５２が形成されている。これらの複数の噴孔１５２は、インジェクタ１５の先端部１５１の周方向に等ピッチで配列されている（図４）。本実施形態では、１つのインジェクタ１５に１０個の噴孔１５２が形成されている。平面視で（気筒２の中心軸Ｘに沿う方向から見て）、各噴孔１５２の中心軸ＡＸは、インジェクタ１５の先端部１５１の中心つまり気筒２の中心軸Ｘ上の点から放射状に延びており、隣り合う噴孔１５２の中心軸ＡＸどうしのなす角度はすべて同じになっている。また、各噴孔１５２の中心軸ＡＸは、径方向外側ほど下方に位置するように傾斜している（図３）。このような噴孔１５２を通じて噴射される燃料は、インジェクタ１５の先端部１５１から径方向外側の斜め下方に向けて放射状に噴射される。

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

インジェクタ１５には、その内部の燃料の圧力、言い換えるとインジェクタ１５から噴射される燃料の圧力である噴射圧を検出する噴射圧センサＳＮ５（図６）が設けられている。噴射圧センサＳＮ５は、複数の気筒２に対応する複数のインジェクタ１５にそれぞれ１つずつ設けられている。

図１には図示していないが、上記燃料ポンプとコモンレール１８とを接続する配管には、燃圧レギュレータ１６および燃温センサＳＮ６（ともに図６参照）が設けられている。燃圧レギュレータ１６は、コモンレール１８の圧力、つまりインジェクタ１５に供給される燃料の圧力（燃圧）を調整するものである。燃温センサＳＮ６は、インジェクタ１５に供給される燃料の温度（燃温）を検出するセンサである。

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

＜燃料噴霧の流れ＞
続いて、インジェクタ１５から噴射された燃料噴霧の流れについて、図３、図４および図５を用いて説明する。図４および図５は、ピストン５の冠面５０を他の燃焼室形成面（気筒２の内周面）およびインジェクタ１５の先端部１５１と併せて示した概略平面図である。図３、図４および図５では、燃焼室６内のガスの分布を模式的に示している。例えば、図３および図４では、ピストン５が圧縮上死点もしくはその近傍に位置する状態でインジェクタ１５から燃料が噴射された直後における当該燃料の噴霧を符号ＦＳで表す。また、図３では、燃料噴霧ＦＳがキャビティ５Ｃの壁面（リップ部５１３）に衝突した後の主な燃料噴霧の流れを符号Ｆ１１、Ｆ１２、Ｆ１３、Ｆ２１、Ｆ２２、Ｆ２３で表している。なお、当実施形態のようなディーゼルエンジンにおいて圧縮上死点付近で燃料が噴射されると、その燃料は噴射後わずかな時間をあけて燃焼し始める（拡散燃焼）。このため、燃料噴霧ＦＳは、基本的に、霧化された燃料に加えて燃焼ガスを含んだものとなる。ただし本明細書では、燃焼ガスを含む燃料噴霧と含まない燃料噴霧とを特に区別することなく単に燃料噴霧（もしくは噴霧）と称するものとする。

ここでは、気筒２の中心軸Ｘと直交する方向から見た燃料噴霧ＦＳの流れと、気筒２の中心軸Ｘに沿う方向から見た燃料噴霧ＦＳの流れとを分けて説明し、一方の流れに対して他方の流れの影響はないものとして説明する。

まず、図３を用いて、気筒２の中心軸Ｘと直交する方向から見た燃料噴霧ＦＳの流れを説明する。インジェクタ１５の噴孔１５２から噴射された燃料は、噴霧角θをもって拡散しつつ霧化し、噴射軸ＡＸに沿って飛翔する。噴射軸ＡＸは、燃料噴霧ＦＳの主軸であって噴孔１５２の中心軸を延長した軸線である。ピストン５が圧縮上死点もしくはその近傍にあるとき、噴孔１５２から噴射された燃料（燃料噴霧ＦＳ）は、キャビティ５Ｃのリップ部５１３を指向する。言い換えると、インジェクタ１５は、圧縮上死点もしくはその近傍において噴射された燃料をリップ部５１３に指向させることが可能な噴孔１５２を有している。

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

詳しくは、矢印Ｆ１１で示す噴霧は、リップ部５１３において下方に方向転換され、第１キャビティ部５１の外周部５１２に入り込む。外周部５１２に入り込んだ噴霧は、外周部５１２の湾曲形状に沿って下方から径方向内側へと流動方向を変化させ、その後、矢印Ｆ１２で示すように底部５１１の壁面形状に沿って流動する。底部５１１は径方向内側ほどせり上がるように形成されているので、矢印Ｆ１２で示される噴霧は上方に持ち上げられ、ついには矢印Ｆ１３で示すように径方向外側かつ上方に向かうように方向転換し、初期噴霧（噴孔１５２から出た直後の噴霧ＦＳ）の主軸である噴射軸ＡＸ上の位置まで戻るように流動する。このように、第１キャビティ部５１に入り込んだ噴霧は、第１キャビティ部５１内で、気筒２の中心軸Ｘと直交する軸回りの渦を形成するように旋回流動する。以下では、この気筒２の中心軸Ｘと直交する軸回りの旋回方向を縦方向という。また、適宜、ガス（燃料噴霧や空気）の縦方向の旋回流動を縦旋回流動という。

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

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

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

次に、図４および図５を用いて、気筒２の中心軸Ｘに沿う方向から見た燃料噴霧ＦＳの流れを説明する。

上記のように、インジェクタ１５の先端部１５１には１０個の噴孔１５２が等ピッチで形成されており、各噴孔１５２から噴射された燃料はそれぞれ各噴射軸ＡＸに沿って飛翔する。これより、インジェクタ１５から燃料が噴射された直後は、図４に示すように、気筒２の中心軸Ｘに沿う方向から見て、燃料噴霧ＦＳは各噴射軸ＡＸ回りにそれぞれ固まって存在し、隣接する噴射軸ＡＸの間の領域のガスは空気を主成分とするガスＡＳとなる。燃焼室６内にスワール流が発生していない場合は、各燃料噴霧ＦＳは、インジェクタ１５から燃料が噴射されてからしばらくの間、各噴射軸ＡＸ周りにとどまり、その後拡散していく。一方、燃焼室６内にスワール流が発生している場合、つまり、図４および図５の矢印Ｙ１に示すように燃焼室６内に気筒２の中心軸Ｘ回りのガス流動が発生している場合、図５に示すように各燃料噴霧ＦＳはスワール流によって気筒２の周方向に流され、気筒２の中心軸Ｘを中心として旋回する。これより、噴射軸ＡＸ上の領域には、燃料噴霧ＦＳとクリーンガスＡＳ（空気を主成分とするガス）とが交互に流れ込む。なお、図５では燃料噴霧ＦＳの主たる部分を模式的に示しており、実際には、燃料噴霧ＦＳは周囲に拡散しながら気筒２の中心軸Ｘ回りに旋回する。以下では、この気筒２の中心軸Ｘ回りの旋回方向を横方向という。また、適宜、ガス（燃料噴霧や空気）の横方向の旋回流動を横旋回流動という。

＜制御系統＞
図６は、上記ディーゼルエンジンの制御系統を示すブロック図である。本図に示されるＥＣＵ７０は、エンジンを統括的に制御するためのマイクロプロセッサであり、周知のＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等から構成されている。このＥＣＵ７０は、請求項の「噴射制御部」に相当する。

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

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

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

＜拡散燃焼領域での燃料噴射制御＞
次に、上記エンジンにおける代表的な燃料の噴射制御として、図７に示す拡散燃焼領域Ａ１での噴射制御について説明する。図７に示す拡散燃焼領域Ａ１は、インジェクタ１５から噴射された燃料の大半を拡散燃焼により燃焼させる運転領域であり、エンジンの極低負荷域、極高負荷域、および極高速域を除いた主要領域に設定されている。なお、拡散燃焼とは、周知のとおりディーゼルエンジンにおいて広く採用されている燃焼形態であり、インジェクタ１５から噴射された燃料を蒸発させつつ拡散作用により空気と混合し、燃焼可能となった部分（主に燃料噴霧と空気との境界付近）から混合気を自着火により燃焼させる形態のことである。

１燃焼サイクル中にインジェクタ１５から燃焼室６（気筒２）に供給すべき燃料の総量を総噴射量としたとき、図７の拡散燃焼領域Ａ１では、当該総噴射量のうち最も多くの割合の燃料を圧縮上死点もしくはその近傍に噴射する噴射パターンが採用される。図８は、拡散燃焼領域Ａ１内の代表的な運転ポイントＣ１で採用される噴射パターンを示すタイムチャートであり、その横軸はクランク角（ｄｅｇ）、縦軸はクランク角基準の燃料噴射率（ｍｍ^３／ｄｅｇ）である。

図８（ａ）に示すように、拡散燃焼領域Ａ１では、３回のプレ噴射Ｊｐと、１回のメイン噴射Ｊｍと、１回のアフター噴射Ｊａとが実行される。メイン噴射Ｊｍは、圧縮行程と膨張行程との間の上死点（ＴＤＣ）である圧縮上死点またはその近傍において実行される燃料噴射であり、例えば図示のように圧縮上死点を跨ぐ所定期間に亘って実行される。このようなメイン噴射Ｊｍの噴射期間には、少なくとも、インジェクタ１５の噴射軸ＡＸと第１キャビティ部５１のリップ部５１３とが交差するタイミング（図３参照）が含まれる。プレ噴射Ｊｐは、メイン噴射Ｊｍよりも前の圧縮行程中に実行される燃料噴射である。アフター噴射Ｊａは、メイン噴射Ｊｍよりも後の膨張行程中に実行される燃料噴射である。メイン、プレ、アフターの各噴射のうち、メイン噴射Ｊｍでは、１燃焼サイクル中の総噴射量うち最も多くの割合の燃料が噴射される。

ここで、本実施形態では、エンジン負荷の増大に伴って総噴射量を増大させる場合、その燃料の増分は主にメイン噴射Ｊｍに割り当てられる。

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

ただし、アフター噴射Ｊａの噴射時期については、マップデータを利用することなく演算により都度求められる。詳細は後述するが、アフター噴射Ｊａの噴射時期は、メイン噴射Ｊｍの終了からのアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間（図８のＴｉ）が空気利用率の観点から定まる望ましい時間となるように決定される。

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

次に、図９のフローチャートに基づいて、拡散燃焼領域Ａ１での燃料噴射制御の手順について説明する。同フローチャートに示す制御がスタートすると、ＥＣＵ７０は、エンジンの現運転ポイントが図７に示した拡散燃焼領域Ａ１に含まれるか否かを判定する（ステップＳ１）。すなわち、ＥＣＵ７０は、クランク角センサＳＮ１により検出されるエンジン回転数と、アクセル開度センサＳＮ７の検出値（アクセル開度）等から特定されるエンジン負荷（要求トルク）とに基づいて、現時点のエンジンの運転ポイントが拡散燃焼領域Ａ１に含まれるか否かを判定する。

上記ステップＳ１でＹＥＳと判定されて現運転ポイントが拡散燃焼領域Ａ１に含まれることが確認された場合、ＥＣＵ７０は、次の１燃焼サイクル中にインジェクタ１５から噴射すべき燃料の総量である総噴射量と、当該総噴射量に相当する燃料を噴射する際の噴射パターンとを決定する（ステップＳ２）。例えば、総噴射量は、エンジン負荷が高いほど多くなるように決定され、噴射パターンは、ＥＣＵ７０の記憶部に予め記憶された上述したマップデータに基づき決定される。ここで決定される噴射パターンには、プレ噴射Ｊｐの噴射量および噴射時期（あるいは噴射回数）と、メイン噴射Ｊｍの噴射量および噴射時期と、アフター噴射Ｊａの噴射量とが含まれる。一方、アフター噴射Ｊａの噴射時期はここでは決定されず、後述するステップＳ６で算出される噴射インターバル時間に基づき決定される。

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

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

次いで、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ４で取得された各情報（噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、燃温）と、上記ステップＳ２で決定されたメイン噴射Ｊｍの噴射量とに基づいて、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動波形を規定するパラメータである後述する縦旋回周波数ｆ１、初期位相φ、横旋回周波数ｆ２および縦旋回重み係数αを算出する（ステップＳ５）。

旋回基準点Ｚは、図１０に示すような噴射軸ＡＸ（噴孔１５２の中心軸の延長線）上の点であって、縦旋回流動に伴って噴射軸ＡＸ上に戻ってきた燃料噴霧Ｆｍの主軸と噴射軸ＡＸとの交点である。

具体的に、図１０は、第１キャビティ部５１内を縦旋回流動するメイン噴射Ｊｍによる燃料噴霧の流れを模式的に示す図であり、（ａ）はメイン噴射Ｊｍの終了時における噴霧の状態を、（ｂ）および（ｃ）はメイン噴射Ｊｍの終了後の時間経過に伴い変化した噴霧の状態をそれぞれ示している。図１０に示すように、圧縮上死点の近傍において（もしくは圧縮上死点を跨いだ所定期間にわたり）メイン噴射Ｊｍにより噴射された燃料の噴霧Ｆｍ（実際には燃焼ガスと霧化した燃料とが混在したもの）は、第１キャビティ部５１を構成するリップ部５１３、外周部５１２、底部５１１の各壁面に沿って縦方向の渦を形成するように旋回し、インジェクタ１５の噴射軸ＡＸ（噴孔１５２の中心軸の延長線）上の位置に戻ってくる。旋回基準点Ｚは、このように縦旋回流動により噴射軸ＡＸ上に戻ってきた燃料噴霧Ｆｍの主軸と噴射軸ＡＸとの交点である。

旋回基準点Ｚにおける酸素濃度は、燃料噴霧Ｆｍの縦旋回流動の進行の程度に応じて変動する。すなわち、メイン噴射Ｊｍの終了時である図１０（ａ）の時点では、旋回基準点Ｚの上を燃料噴霧Ｆｍが通過しているところなので、旋回基準点Ｚの酸素濃度は非常に薄くなる。このような酸素濃度が薄い状態は、旋回基準点Ｚを燃料噴霧Ｆｍが通過し切る図１０（ｂ）の時点まで継続する。ただしこの時点では、白抜きの矢印Ｅで示すように、燃料噴霧Ｆｍの後端に生じる負圧に吸い寄せられるように酸素含有率の高い空気の流れ（以下、これをクリーン空気流という）が生じており、このクリーン空気流Ｅが旋回基準点Ｚへの流入を開始する。これにより、図１０（ｂ）の時点以降、旋回基準点Ｚの酸素濃度は徐々に上昇していく。その後、燃料噴霧Ｆｍの後端が旋回基準点Ｚから離れた図１０（ｃ）の時点で、クリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚを通過する状態が得られ、この時点において旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も高くなる。なお、図１０（ｂ）から（ｃ）までの間に酸素濃度が徐々に上昇するのは、クリーン空気流Ｅ上の酸素濃度は燃料噴霧Ｆｍから離れるほど（言い換えればクリーン空気流Ｅの流線方向の中心に近いほど）高くなるからである。

旋回基準点Ｚにおける酸素濃度は、燃料噴霧Ｆｍの横旋回流動によっても変動する。すなわち、メイン噴射Ｊｍにより噴射された燃料の噴霧Ｆｍは、上記のようにスワール流によって流されて気筒２の中心軸Ｘ回りに旋回し、噴射軸ＡＸ上には燃料噴霧ＦＳを多く含むガスと空気を主成分とするガスとが交互に入り込む。このように、旋回基準点Ｚを含む噴射軸ＡＸ上の点における酸素濃度は、横旋回流動によっても変動する。

上記のステップＳ５では、ＥＣＵ７０は、縦旋回流動に伴う旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動波形を規定する縦旋回周波数ｆ１と初期位相φ、および、横旋回流動に伴う旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動波形を規定する横旋回周波数ｆ２とを算出する。さらに、ステップＳ５では、ＥＣＵ７０は、縦旋回流動と横旋回流動とが旋回基準点Ｚの酸素濃度に与える影響度合いを表す縦旋回重み係数αを算出する。

縦旋回周波数ｆ１、初期位相φ、横旋回周波数ｆ２および縦旋回重み係数αの算出手順の詳細は後述するが、例えば、旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形は図１１の実線で示すラインＬ１のようになり、所定の時点ｔ１１にて旋回基準点Ｚの酸素濃度は最大となる。図１１のグラフでは、旋回基準点Ｚの酸素濃度を表すパラメータとして、旋回基準点Ｚでの局所的な空燃比を理論空燃比で割った値である局所λを採用し、この局所λの値を縦軸に取っている。局所λが大きいほど酸素濃度が高いことを表す。また、横軸のｔはメイン噴射Ｊｍの終了時からの時間変化（ｍｓｅｃ）である。

次いで、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ５で算出された縦旋回周波数ｆ１、初期位相φ、横旋回周波数ｆ２および縦旋回重み係数αによって規定される旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形（縦旋回周波数ｆ１、初期位相φ、横旋回周波数ｆ２および縦旋回重み係数αを用いて算出した各時点での旋回基準点Ｚの酸素濃度）に基づいて、メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉを決定する（ステップＳ６）。この噴射インターバル時間Ｔｉは、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度が最も高くなる時点（図１１の例では時点ｔ１１）で当該旋回基準点Ｚにアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａの先端が到達するような時間に設定される。以下では、旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も高くなる時期のことを、酸素到来時期と称する。この酸素到来時期は、図１０（ｃ）または図１２のようにクリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚを通過するときに対応している。このことを用いて噴射インターバル時間Ｔｉのことを言い換えると、噴射インターバル時間Ｔｉは、アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａの先端が旋回基準点Ｚに到達する時期が、クリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚに到達する時期に一致するような時間に設定される。

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

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

上記ステップＳ８でＹＥＳと判定されてメイン噴射Ｊｍの終了から噴射インターバル時間Ｔｉが経過したことが確認された場合、ＥＣＵ７０は、その時点でインジェクタ１５にアフター噴射Ｊａを開始させる（ステップＳ９）。これにより、図１２に示すように、アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａの先端が噴射軸ＡＸ上の旋回基準点Ｚに到達する時期を、当該旋回基準点Ｚの酸素濃度が高くなる酸素到来時期と一致させることができる。このことは、アフター噴射Ｊａにより噴射された燃料が燃焼する際の空気利用率を高めることにつながる。なお、このステップＳ９でのアフター噴射Ｊａの噴射量としては、上記ステップＳ２で所定のマップデータに基づき決定された噴射量が採用される。

＜旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動＞
本実施形態では、縦旋回流動のみによって生じる旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形と、横旋回流動のみによって生じる旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形とをそれぞれ個別に求め、これらを合わせた波形を旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形として算出する。以下では、適宜、縦旋回流動のみによって生じる旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形を縦酸素濃度波形といい、横旋回流動のみによって生じる旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形を横酸素濃度波形という。

＜縦酸素濃度波形＞
図１３は、縦酸素濃度波形の一例を示すグラフである。図１０のグラフと同様に、図１１のグラフも、横軸をメイン噴射Ｊｍの終了時からの時間ｔ（ｍｓｅｃ）とし、縦軸を旋回基準点Ｚでの局所λとしている。

図１０（ａ）〜（ｃ）に示したように燃料噴霧Ｆｍが旋回してクリーン空気流Ｅが燃料噴霧Ｆｍの後端に形成されることで、図１３のグラフの実線で示すように、旋回基準点Ｚでの局所λは、メイン噴射Ｊｍの終了時（ｔ＝０）から時間が経過するほど大きくなり、最大値をとった後に再び低下するというように、周期的に変化する。具体的に、局所λは、メイン噴射Ｊｍが終了した時点（ｔ＝０）では非常に小さく（点Ｒａ）、その後の時点ｔ２１以降に顕著に上昇し始める（点Ｒｂ）。さらに、局所λは、時点ｔ２１よりも遅れた時点ｔ２２で最大値をとり（点Ｒｃ）、その後は徐々に低下する。この場合において、ｔ＝０のときの点Ｒａは図１０（ａ）の状態に対応し、ｔ＝ｔ２１のときの点Ｒｂは図１０（ｂ）の状態に対応し、ｔ＝ｔ２２のときの点Ｒｃは図１０（ｃ）の状態に対応している。

このように、第１キャビティ部５１内での燃料噴霧Ｆｍの縦旋回流動に伴い、旋回基準点Ｚでの局所λ（あるいは酸素濃度）は周期的に変動する。当該現象を前提として、本実施形態では、縦旋回流動に伴う旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の時間変化つまり縦酸素濃度波形を周期関数で表す。

縦酸素濃度波形を表す周期関数をｘ１（ｔ）とすると、このｘ１（ｔ）は、模式的に下記の式（１）により定義される。

［数１］
ｘ１（ｔ）＝ｃｏｓ（２π・ｆ１・ｔ−φ） ‥‥（１）
ここに、ｆ１は縦旋回周波数、φは初期位相である。縦旋回周波数ｆ１とは、縦方向に旋回流動する燃料噴霧の単位時間あたりの旋回回数である。

さらに、図１０（ａ）に示すように、燃料噴霧Ｆｍの長さを噴霧長Ｌとし、燃料噴霧Ｆｍが縦方向に流動（旋回）する速度を縦旋回速度Ｖ１とする。また、図１０（ｂ）に示すように、旋回基準点Ｚから破線の経路を辿って旋回基準点Ｚに戻るまでの移動距離（破線の経路の距離）を縦旋回距離Ｄとする。縦旋回周波数ｆ１および初期位相φは、それぞれ噴霧長Ｌ、縦旋回速度Ｖ１、および縦旋回距離Ｄを用いて下記の式（２）により表すことができる。

［数２］
ｆ１＝Ｖ１／Ｄ
φ＝２π×Ｌ／Ｄ ‥‥（２）
つまり、縦旋回周波数ｆ１は縦旋回速度Ｖ１を旋回距離Ｄで割った値に等しく、初期位相φは噴霧長Ｌを旋回距離Ｄで割った値の定数倍に等しい。

上記式（２）より、縦旋回周波数ｆ１と初期位相φを求めるには、縦旋回速度Ｖ１と、旋回距離Ｄと、噴霧長Ｌとを知る必要がある。本願発明者による知見によれば、これらの値（Ｖ、Ｄ、Ｌ）は、下記の式（３）のように、メイン噴射量（メイン噴射Ｊｍの噴射量）、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温の中から選ばれる複数のパラメータの関数によって表すことができる。

［数３］
Ｖ１＝Ｆ１（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧）
Ｄ＝Ｆ２（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、回転数）
Ｌ＝Ｆ３（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、回転数、水温、燃温） ‥‥（３）
つまり、縦旋回速度Ｖ１は、メイン噴射量、噴射圧、および吸気圧をパラメータ（変数）とする関数であり、旋回距離Ｄは、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、およびエンジン回転数をパラメータとする関数であり、噴霧長Ｌは、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温をパラメータとする関数である。

図１４は、上記式（３）の関数の概要を説明するためのグラフ群であり、（ａ）は旋回速度Ｖと各パラメータとの関係を、（ｂ）は旋回距離Ｄと各パラメータとの関係を、（ｃ）は噴霧長Ｌと各パラメータとの関係を、それぞれ示している。

縦旋回速度Ｖ１は、図１４（ａ）に示すように、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど速くなり、燃料の噴射圧が高いほど速くなり、吸気圧が高いほど遅くなる。旋回距離Ｄは、図１４（ｂ）に示すように、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど長くなり、燃料の噴射圧が高いほど長くなり、吸気圧が高いほど短くなり、エンジン回転数が高いほど長くなる。噴霧長Ｌは、図１４（ｃ）に示すように、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど長くなり、燃料の噴射圧が高いほど長くなり、吸気圧が高いほど短くなり、エンジン回転数が高いほど短くなり、エンジン水温が高いほど長くなり、燃温が高いほど長くなる。なお、図１４（ａ）（ｂ）（ｃ）の各グラフは、横軸に示すパラメータが単独で変化した場合（それ以外のパラメータが一定である場合）に得られるＶ１、Ｄ、Ｌの変化を示しているものとする。また、各グラフはいずれも単純な正比例または反比例の関係を表した直線的なグラフとなっているが、あくまで模式的なものであり、必ずしも直線的なグラフになるわけではない。

上記ステップＳ５では、以上のような知見を利用した所定の演算により、縦旋回周波数ｆ１および初期位相φが算出される。すなわち、上記ステップＳ５において、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ４で取得された噴射圧、吸気圧、エンジン回転数、エンジン水温、および燃温の各情報と、上記ステップＳ２で決定されたメイン噴射Ｊｍの噴射量とを、予め記憶している上記式（３）（もしくは図１４）に対応する演算式に代入することにより、縦旋回速度Ｖ１、旋回距離Ｄ、および噴霧長Ｌを算出する。そして、算出したこれらの値（Ｖ１、Ｄ、Ｌ）を、予め記憶している上記式（２）に対応する演算式に代入することにより、縦旋回周波数ｆ１（＝Ｖ１／Ｄ）および初期位相φ（＝２π×Ｌ／Ｄ）を算出する。このようにして算出された縦旋回周波数ｆ１および初期位相φを式（１）に代入することで、図１３に示すような縦酸素濃度波形（関数ｘ１（ｔ））が規定される。

＜横酸素濃度波形＞
図１５は、横酸素濃度波形の一例を示すグラフである。図１１、図１３のグラフと同様に、図１５のグラフも、横軸をメイン噴射Ｊｍの終了時からの時間ｔ（ｍｓｅｃ）とし、縦軸を旋回基準点Ｚでの局所λとしている。

既述したように、スワール流によって噴射軸ＡＸ上には燃料噴霧ＦＳを多く含むガスとクリーンガスＡＳ（空気を主成分とするガス）とが交互に入り込むことで、図１５のグラフの実線で示すように、旋回基準点Ｚでの局所λは、メイン噴射Ｊｍの終了時（ｔ＝０）から時間が経過するほど大きくなり、最大値をとった後に再び低下するというように、周期的に変化する。具体的に、局所λは、メイン噴射Ｊｍが終了した時点（ｔ＝０）では非常に小さく（点Ｒｄ１）、当該時点から徐々に上昇して時点ｔ３１で最大値をとると（点Ｒｅ１）、徐々に低下して最小値となり（点Ｒｄ２）、再び上昇して最大値となった後（Ｒｅ２）、再び徐々に低下していく。

本実施形態では、この横旋回流動に伴う旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の時間変化つまり横酸素濃度波形も周期関数で表す。横酸素濃度波形を表す周期関数をｘ２（ｔ）とすると、このｘ２（ｔ）は、模式的に下記の式（４）により定義される。

［数４］
ｘ２（ｔ）＝ｃｏｓ（２π・ｆ２・ｔ） ‥‥（４）
ここに、ｆ２は横旋回周波数である。横旋回周波数ｆ２とは、気筒２の中心軸Ｘ回りに旋回する燃料噴霧の単位時間あたりの旋回回数であって、燃料噴霧の縦方向の旋回流動の影響がないとしたときの燃料噴霧の横方向の旋回流動の旋回回数のことである。

さらに、図４、図５に示すように、気筒２の中心軸Ｘに沿う方向から見たときの隣接する旋回基準点Ｚどうしの距離、つまり、旋回基準点Ｚを通り気筒２の中心軸Ｘを中心とする円周上で噴射軸ＡＸ間の距離を噴射軸間距離ｄとし、スワール流の速度をＶＳとすると、横旋回周波数ｆ２は、これらを用いて下記の式（５）により表すことができる。

［数５］
ｆ２＝ＶＳ／ｄ ‥‥（５）
つまり、横旋回周波数ｆ２はスワール流の速度ＶＳを噴射軸間距離ｄで割った値に等しい。

噴射軸間距離ｄは、気筒２のボア径、噴孔１５２の数、噴霧角θ（図４参照）により変化するが、これらの値はエンジン毎に予め決まっており、ＥＣＵ７０には、これらの値から予め算出された噴射軸間距離ｄが定数として記憶されている。一方、スワール流の速度ＶＳはエンジン回転数によって変化する。具体的には、図１６に示すように、エンジン回転数が高いほどスワール流の速度ＶＳは大きくなる。なお、図１４の各グラフと同様に、図１６のグラフも、あくまで模式的なものでありエンジン回転数とスワール流の速度ＶＳとの関係を表すグラフは必ずしも直線的なグラフになるわけではない。

上記ステップＳ５では、以上のような知見を利用した所定の演算により、横旋回周波数ｆ２が算出される。すなわち、上記ステップＳ５において、ＥＣＵ７０は、上記ステップＳ４で取得されたエンジン回転数と予め記憶している噴射軸間距離ｄとを、予め記憶している上記式（５）に対応する演算式に代入することにより、横旋回周波数ｆ２（＝ＶＳ／ｄ）を算出する。このようにして算出された横旋回周波数ｆ２を式（４）に代入することで、図１５に示すような横酸素濃度波形（関数ｘ２（ｔ））が規定される。

＜旋回基準点Ｚの変動波形＞
上記の式（１）で表される縦酸素濃度波形（関数ｘ１（ｔ））と、式（４）で表される横酸素濃度波形（関数ｘ２（ｔ））とを合わせれば、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動波形が求められると考えられる。ただし、旋回基準点Ｚの酸素濃度に及ぼす影響の大きさは縦旋回流動と横旋回流動とで同等ではない。これより、これらの影響度合いを考慮して縦方向および横方向の両方の旋回流動によって生じる旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形を求める。具体的には、縦旋回流動が旋回基準点Ｚの酸素濃度に与える影響度合いの、横旋回流動の当該影響度合いに対する割合をαとして、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動を表す関数ｘ３（ｔ）を、次の式（５）により算出する。上記の縦旋回重み係数αはこの割合αである。

［式５］
ｘ３（ｔ）＝α・ｘ１（ｔ）＋ｘ２（ｔ）‥‥（５）
この式（５）に上記の式（１）〜（４）を代入すると、関数ｘ３（ｔ）は次の式（６）ように表される。

［式６］
ｘ３（ｔ）＝α・ｃｏｓ（２π・Ｖ１／Ｄ・ｔ−２π×Ｌ／Ｄ）
＋ｃｏｓ（２π・ＶＳ／ｄ・ｔ）‥‥（６）
縦方向の旋回流動が弱いほど、横方向の旋回流動が旋回基準点Ｚにおける酸素濃度に与える影響は大きくなり、縦旋回重み係数αは小さくなる。縦方向の旋回流動は、メイン噴射Ｊｍの終了時からの経過時間が長いほど弱くなる。これより、図１７に示すように、縦旋回重み係数αは、メイン噴射Ｊｍの終了時からの経過時間が長いほど小さい値とされる。

また、エンジン回転数が高い方がスワール流の速度ＶＳが高くなって横方向の旋回流動は強くなり、横方向の旋回流動が旋回基準点Ｚにおける酸素濃度に与える影響は大きくなる。ただし、エンジン回転数が高いときであっても、メイン噴射Ｊｍの噴射量および噴射圧が高いことに伴って燃料噴霧Ｆｍの貫徹力が強いときは、縦方向の旋回流動が強くなることで横方向の旋回流動が旋回基準点Ｚにおける酸素濃度に与える影響は小さく抑えられる。

これより、図１８の実線に示すように、燃料噴霧Ｆｍの貫徹力が弱いときは、エンジン回転数が高い方が縦旋回重み係数αは小さい値とされる。詳細には、エンジン回転数が所定の基準回転数Ｎ０以上のときの縦旋回重み係数αは、エンジン回転数が基準回転数Ｎ０未満のときの縦旋回重み係数αよりも小さい値とされる。ただし、基準回転数Ｎ０以上のエンジン回転数範囲ではエンジン回転数に関わらず縦旋回重み係数αは一定の値とされ、基準回転数Ｎ０未満のエンジン回転数範囲でも縦旋回重み係数αはエンジン回転数に関わらず一定の値とされる。

また、基準回転数Ｎ０未満のエンジン回転数範囲では燃料噴霧Ｆｍの貫徹力に関わらず縦旋回重み係数αは一定の値とされる。一方、基準回転数Ｎ０以上のエンジン回転数範囲では、縦旋回重み係数αは、エンジン回転数が基準回転数Ｎ０未満のときの値以下の範囲で、燃料噴霧Ｆｍの貫徹力が強くなるほど大きい値とされる。そして、図１８の鎖線のグラフに示すように、燃料噴霧Ｆｍの貫徹力が所定よりも強くなると、縦旋回重み係数αは基準回転数Ｎ０以上であるか否かに関わらず、つまり、エンジン回転数に関わらず一定の値とされる。

上記のように拡散燃焼領域Ａ１では、エンジン負荷が高くなるほどメイン噴射量および噴射圧は高くなり、燃料噴霧Ｆｍの貫徹力は大きくなる。これより、拡散燃焼領域Ａ１のうちエンジン回転数が低い領域Ａ１＿Ｌ（基準回転数Ｎ０未満の領域、以下において低速領域という場合がある）では、エンジン負荷に関わらず縦旋回重み係数αは一定の値とされる。また、拡散燃焼領域Ａ１のうちエンジン回転数が高い領域（基準回転数Ｎ０以上の領域、以下において高速領域という場合がある）では、エンジン負荷が高いほど縦旋回重み係数αは大きい値とされる。ここで、本実施形態では、拡散燃焼領域Ａ１のうちエンジン負荷が最大となる領域Ａ１＿ｍ（図７、以下において拡散最大負荷領域という場合がある）において、高速領域Ａ１＿Ｈと低速領域Ａ１＿Ｌとで縦旋回重み係数αが同じ値とされており、この領域を除く拡散燃焼領域Ａ１の残余の領域では、高速領域Ａ１＿Ｈの縦旋回重み係数αは低速領域Ａ１＿Ｌの縦旋回重み係数αよりも小さい値とされる。

上記ステップＳ５では、メイン噴射Ｊｍの終了時からの経過時間、エンジン回転数および燃料噴霧Ｆｍの貫徹力と、縦旋回重み係数αとの関係が図１７、図１８のグラフに示された関係となるように、縦旋回重み係数αが算出される。

具体的には、図１７のグラフに対応するマップであって上記経過時間と縦旋回重み係数αの基準となるマップが予め設定されてＥＣＵ７０に記憶されている。また、図１８のグラフの縦軸を縦旋回重み係数αの補正係数に換算し、図１８のグラフの貫徹力をエンジン負荷に換算したマップが予め設定されてＥＣＵ７０に記憶されている。ステップＳ５において、ＥＣＵ７０は、エンジン負荷とステップＳ４で読み込んだエンジン回転数とに対応する縦旋回重み係数αの補正係数を上記のマップから抽出する。また、ＥＣＵ７０は、記憶している経過時間と縦旋回重み係数αのマップにおける縦旋回重み係数αを上記の補正係数で補正して、メイン噴射Ｊｍの終了後の各時点での縦旋回重み係数αを算出する。

このようにして、メイン噴射Ｊｍの終了後の各時点での縦旋回重み係数αを算出すると、ＥＣＵ７０は、これを式（６）に代入する。これにより、図１１のラインＬ１に示すような旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動波形であって、縦旋回流動と横旋回流動の両方の影響が加味された波形が規定される。

ここで、図１１のグラフの破線で示したラインＬ２は横酸素濃度波形であり、鎖線で示したラインＬ３は縦酸素濃度波形である。これらラインＬ２とＬ３の差に表されているように、横酸素濃度波形の周期つまり横方向の旋回流動の周波数（横旋回周波数ｆ２）は、縦酸素濃度波形の周期つまり縦方向の旋回流動の周波数（縦旋回周波数ｆ１）よりも高くなる。これは、横方向の旋回流動の周波数に関わるパラメータである噴射軸間距離ｄが、縦方向の旋回流動の周波数に関わるパラメータである旋回距離Ｄに比べて短いためである。特に、本実施形態では、インジェクタ１５が１０個の噴孔１５２を有しており、噴射軸間距離ｄが十分に小さいため、横旋回周波数ｆ２は縦旋回周波数ｆ１の２倍以上という大きい値となる。また、上記のようにメイン噴射Ｊｍが終了してからの経過時間が短いときは、縦旋回重み係数αは大きく、縦方向の旋回流動が旋回基準点Ｚにおける酸素濃度及ぼす影響の方がより大きい。これより、図１１の実線で示すように、旋回基準点Ｚにおける酸素濃度の変動波形は、鎖線で示す縦酸素濃度波形に比較的近い形となる。

＜噴射インターバル時間の算出方法＞
次に、上記ステップＳ６において噴射インターバル時間Ｔｉを算出する方法について詳しく説明する。既述のとおり、噴射インターバル時間Ｔｉを求めるには、図１０に示したクリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚに到来する時期（旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も濃くなる時期）である酸素到来時期を特定する必要がある。この酸素到来時期は、上記式（６）で示した関数ｘ３（ｔ）が最大値になる時期であり、メイン噴射Ｊｍの終了後における旋回基準点Ｚの酸素濃度が最初に最大値をとる時期に相当する。

ここで、上記式（６）による酸素到来時期は、計算上、周期的に（繰り返し）出現する。一方で、燃費性能の面からは、アフター噴射Ｊａの時期は可能な範囲で早くすることが好ましい。

上記ステップＳ６では、以上のような知見を利用した所定の演算により、噴射インターバル時間Ｔｉが算出される。すなわち、上記ステップＳ６において、ＥＣＵ７０は、上記式（６）で示した関数ｘ３（ｔ）が最大値になる時期のうち最も早い時期を求め、これを酸素到来時期に設定する。図１１の例では、時点ｔ１１が酸素到来時期に相当する。そして、ＥＣＵ７０は、算出した酸素到来時期（例えば図１１の時点ｔ１１）において旋回基準点Ｚにアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが到達するように、噴射インターバル時間Ｔｉを決定する。

酸素到来時期において旋回基準点Ｚに燃料噴霧Ｆａを到達させるには、当該酸素到来時期よりも少し手前でアフター噴射Ｊａを開始させる必要がある。すなわち、アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが噴孔１５２から旋回基準点Ｚまで移動するのに要する時間、つまりアフター噴射Ｊａが開始されてから噴霧Ｆａの先端が旋回基準点Ｚに到達するまでの所要時間を噴霧到達所要時間とすると、上記酸素到来時期に対し当該噴霧到達所要時間だけ早めた時期を、アフター噴射Ｊａの開始時期として設定する必要がある。そこで、ＥＣＵ７０は、上記のようにして算出された酸素到来時期、言い換えるとメイン噴射Ｊｍが終了してから旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も濃くなるまでの所要時間（図１１の実線の波形の場合はｔ１１（ｍｓｅｃ））から、上記噴霧到達所要時間を差し引いた値を、噴射インターバル時間Ｔｉとして算出する。なお、噴霧到達所要時間（アフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが噴孔１５２から旋回基準点Ｚまで移動するのに要する時間）は、都度演算により求めることも可能であるが、予め定められた固定値を用いてもよい。これは、噴霧到達所要時間は比較的短い時間であり、しかも条件の相違による変動も小さいと考えられるからである。

図１９は、以上のようにして算出される噴射インターバル時間Ｔｉと、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、および燃温の各パラメータとの関係を示したグラフ群である。本図に示すように、噴射インターバル時間Ｔｉは、メイン噴射Ｊｍの噴射量が多いほど短くなり、燃料の噴射圧が高いほど短くなり、吸気圧が高いほど長くなり、燃温が高いほど短くなる。なお、図１９に示す各グラフは、横軸に示すパラメータが単独で変化した場合（それ以外のパラメータが一定である場合）に得られる噴射インターバル時間Ｔｉの変化を示しているものとする。また、各グラフはいずれも単純な正比例または反比例の関係を表した直線的なグラフとなっているが、あくまで模式的なものであり、必ずしも直線的なグラフになるわけではない。

ここで、上記のように横旋回周波数ｆ２および横酸素濃度波形（関数ｘ２（ｔ））はエンジン回転数のみによって変化し、メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、および燃温によっては変化しない。これより、図１９の各グラフに示される各パラメータの変化に伴う噴射インターバル時間Ｔｉの変化は、各パラメータの変化によって縦酸素濃度波形（関数ｘ１（ｔ））が変化することに起因する。

縦酸素濃度波形（関数ｘ１（ｔ））のみを考えた場合、旋回基準点Ｚの酸素濃度が最も高くなる時点ｔｘは、下記の式（７）で表すことができる。

ｔ＝（φ＋ｎπ）／２πｆ１ （Ｎ＝０、２、４、・・・） ・・・・（７）
つまり、横方向の旋回流動がないとした場合の酸素到来時期は、メイン噴射Ｊｍの終了からの経過時間であるｔが式（７）の関係を満たすときであり縦旋回周波数ｆ１と初期位相φのみを変数とした関数で表すことができる。この式（７）より、横方向の旋回流動がないとした場合の酸素到来時期は、縦旋回周波数ｆ１が大きいほど早くなり、初期位相φが大きいほど遅くなる。

ここで、式（２）より噴霧長Ｌが長い方が初期位相φは大きくなる。これより、上記の知見に基づくと、酸素到来時期は遅くなると考えられる。しかし、噴霧長Ｌが長くなると旋回流中に占めるクリーン空気Ｅの旋回方向の長さが短くなって、クリーン空気Ｅが旋回基準点Ｚに存在する期間が短くなる結果、酸素到来時期は早くなる。これより、エンジン水温、燃温については、図１４（ｃ）のグラフに示されるようにこれらの温度が高い方が噴霧長Ｌは長くなるのに伴い、図１９のグラフに示されるように噴射インターバル時間Ｔｉは短くされる。

＜エンジン回転数と噴射インターバル時間＞
図２０のグラフは、噴射インターバル時間Ｔｉとエンジン回転数の関係を示したものである。同グラフの３つのラインは、それぞれ異なるエンジン負荷での上記関係を示している。ラインＬ１１、Ｌ１２、Ｌ１３は、この順にエンジン負荷が高くなっており、ラインＬ１３は、エンジン負荷が拡散燃焼領域Ａ１の最大値となるとき（拡散最大負荷領域Ａ１＿ｍに含まれるエンジン負荷となるとき）のグラフである。

図２０に示すように、エンジン負荷に関わらず、エンジン回転数が高いほど噴射インターバル時間Ｔｉは短くされる。これは、エンジン回転数が高いほど縦方向と横方向の両方の旋回流動において、旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大値となる時期が早くなるためである。

具体的には、図１４（ｂ）に示したようにエンジン回転数が高くなると旋回距離Ｄが長くなる。式（２）で表されるように、旋回距離Ｄが長くなると、縦酸素濃度波形（関数Ｘ１（ｔ））の初期位相φは小さくなる。これより、エンジン回転数が高くなると、当該変動波形は図１３の実線から図１３の破線のように変化し、縦方向の旋回流動に伴って旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大値となる時期が早くなる。図１３の例では、酸素濃度が最大値となる時期は、時点ｔ２２から時点ｔ１２２に早まる。なお、旋回距離Ｄが長くなると縦旋回周波数ｆ１は小さくなるが、これよりも上記の初期位相φが小さくなることの影響の方が大きく、エンジン回転数が高くなることで上記の酸素濃度が最大値となる時期は早くなる。

また、図１６に示したようにエンジン回転数が高くなるとスワール流の速度ＶＳが速くなり、横旋回周波数ｆ２が大きくなる。これより、エンジン回転数が高くなると、当該変動波形は図１５の実線から図１５の破線のように変化し、横方向の旋回流動に伴って旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大値となる時期も早くなる。図１５の例では、酸素濃度が最大値となる時期は、時点ｔ３１、ｔ３２から時点ｔ１３１、ｔ１３２に早まる。従って、エンジン回転数が高いほど旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大値となる時期は早くなり、これに合わせて噴射インターバル時間Ｔｉは短くされる。

ただし、図２０のラインＬ１１、Ｌ１２に示すように、拡散最大負荷領域Ａ１＿ｍ（図７）を除く領域では、高速領域Ａ１＿Ｈの方が低速領域Ａ１＿Ｌよりも、エンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率は大きくされる。つまり、拡散最大負荷領域Ａ１＿ｍを除く残余の拡散燃焼領域Ａ１では、エンジン回転数が高い方が、エンジン回転数が単位増加量だけ増大したときの噴射インターバル時間Ｔｉの短縮時間が大きくされる。これは、上記のように、また、図１８に示したように、高速領域Ａ１＿Ｈの方が低速領域Ａ１＿Ｌよりも、縦旋回重み係数αが小さいためである。

具体的には、高速領域Ａ１＿Ｈでは縦旋回重み係数αが小さく、旋回基準点Ｚの酸素濃度に対して横方向の旋回流動の影響が大きくなる。上記のように、また、図１１の破線Ｌ２と鎖線Ｌ３との差に表されているように、横方向の旋回流動の方が縦方向の旋回流動よりも旋回周波数が高く、横方向の旋回流動によって旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大となる時点の方が、縦方向の旋回流動によって旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大となる時点よりも早い。そのため、横方向の旋回流動の影響が大きくなると、つまり、縦旋回重み係数αが大きくなると、旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大となる時点が横方向の旋回流動によってこれが最大となる時点に近づく結果、旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大となる時点が早くなる。

拡散最大負荷領域Ａ１＿ｍよりもエンジン負荷の低い領域に含まれる運転ポイントＣ１、Ｃ２、Ｃ３であって、エンジン負荷が互いに同じでエンジン回転数が互いに異なる運転ポイントＣ１、Ｃ２、Ｃ３における旋回基準点Ｚの酸素濃度の変動波形を比較して示すと、図２１のようになる。図２１において、ラインＬ２１、Ｌ２２、Ｌ２３はそれぞれ運転ポイントＣ１、Ｃ２、Ｃ３の波形である。運転ポイントＣ１、Ｃ２は低速領域Ａ１＿Ｌに含まれる運転ポイントであり、運転ポイントＣ３は高速領域Ａ１＿Ｈに含まれる運転ポイントである。また、運転ポイントＣ１、Ｃ２どうしのエンジン回転数の差と、運転ポイントＣ２、Ｃ３どうしのエンジン回転数の差とは同じである。図２１に示されるように、旋回基準点Ｚの酸素濃度が最大値となる時期は、運転ポイントＣ１では時点ｔ４１であるのに対し、運転ポイントＣ２では時点ｔ４１よりも早い時点ｔ４２となり、運転ポイントＣ３では時点ｔ４２よりもさらに早い時点ｔ４３となる。そして、上記時点ｔ４３と時点ｔ４２の差は、上記時点ｔ４２と時点ｔ４１との差よりも長くなる。

このように、拡散最大負荷領域Ａ１＿ｍを除く残余の拡散燃焼領域Ａ１では、エンジン回転数が高いときの方が低いときよりも縦旋回重み係数αが小さいことで、エンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率が大きくされる。

また、上記のように、高速領域Ａ１＿Ｈではエンジン負荷が高い方が縦旋回重み係数αは大きくされる。これより、図２０のラインＬ１１、Ｌ１２、Ｌ１３の傾きの差に表されているように、高速領域Ａ１＿Ｈにおいて、エンジン負荷が高い方がエンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率が小さくされる。さらに、拡散最大負荷領域Ａ１＿ｍでは、エンジン回転数に関わらず縦旋回重み係数αが一定の値とされることから、エンジン回転数に関わらずエンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率は一定とされる。

＜エンジン水温と噴射インターバル時間＞
上記のように、また、図１９のグラフに示したようにエンジン水温が高い方が噴射インターバル時間Ｔｉは短くされる。これより、図２２のグラフに示すように、エンジン回転数が同じであっても、エンジン水温が高いとき、つまり、燃焼室６の温度が高いときの方が低いときよりも、噴射インターバル時間Ｔｉは短くされる。なお、図２２のグラフにおいて、破線で示したラインは実線で示したラインよりもエンジン水温および燃焼室６の温度が低いときのラインである。

＜加速運転時の燃料噴射＞
次に、加速運転時に設定される噴射インターバル時間Ｔｉの具体例について説明する。ここでは一例として、エンジンの運転ポイントが拡散燃焼領域Ａ１内で矢印Ｂのように運転ポイントＣ１から、これよりもエンジン回転数およびエンジン負荷が高い運転ポイントＣ２に変化したときの噴射インターバル時間Ｔｉの変化について説明する。なお、図５の例において、矢印Ｂは、あくまで例示であって、拡散燃焼領域Ａ１内での加速であってメイン噴射Ｊｍの噴射量が増大する条件である限り、噴射インターバル時間Ｔｉは下記と同様の傾向で変化する。

図２３は、拡散燃焼領域Ａ１内での加速運転時における種々の状態量の時間変化を示すタイムチャートである。本図における時点ｔ５１は、ドライバーによるアクセルペダルの踏み増しによってアクセル開度が所定の開度まで上昇した時点である（チャート（ａ）参照）。この時点ｔ５１でのアクセル開度の上昇により、エンジンの負荷（要求トルク）がステップ状に増大し、これに応じてメイン噴射Ｊｍの噴射量および燃料の目標噴射圧がステップ状に増大する。すなわち、メイン噴射Ｊｍの噴射量がＱ１からこれより大きいＱ２へとステップ状に変化するとともに（チャート（ｂ）参照）、燃料の目標噴射圧がＰ１からこれより大きいＰ２へとステップ状に変化する（チャート（ｃ）参照）。一方、実際の噴射圧（実噴射圧）は燃圧レギュレータ１６の動作に応じて徐々に上昇し、時点ｔ５１よりも遅れた時点ｔ５２において上昇後の目標噴射圧と同一の値であるＰ２に達する（チャート（ｄ）参照）。

上記時点ｔ５１以降のメイン噴射Ｊｍの噴射量の増大は、エンジンの出力トルクを増大させるとともに、エンジン回転数を徐々に上昇させる。図示の例において、エンジン回転数は、実噴射圧の上昇が完了する時点ｔ５２よりも遅れた時点ｔ５３まで上昇し続け、その時点で上昇を完了する。すなわち、エンジン回転数は、時点ｔ５１から時点ｔ５２にかけて、Ｎ１からこれより大きいＮ２へと上昇し、さらに時点ｔ５２から時点ｔ５３にかけて、Ｎ２からこれより大きいＮ３へと上昇する（チャート（ｅ）参照）。

また、出力トルク（熱発生量）および回転数の増大は、ターボ過給機３６による過給能力を高めるので、時点ｔ５１以降、吸気圧（過給圧）は徐々に上昇する。図示の例において、吸気圧は、エンジン回転数の上昇が完了する時点ｔ５３よりも遅れた時点ｔ５４まで上昇し続け、その時点で上昇を完了する。すなわち、吸気圧は、時点ｔ５１から時点ｔ５３にかけて、Ｐｓ１からこれより大きいＰｓ３へと上昇し、さらに時点ｔ５３から時点ｔ５４にかけて、Ｐｓ３からこれより大きいＰｓ４へと上昇する（チャート（ｆ）参照）。

以上のような噴射量、噴射圧、エンジン回転数、および吸気圧の時間変化により、メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉは、チャート（ｇ）のように変化する。すなわち、噴射インターバル時間Ｔｉは、時点ｔ５１においてＴ１からＴ１’へとステップ状に低下し、時点ｔ５１から時点ｔ５２にかけてＴ１’からＴ２へと徐々に低下し、時点ｔ５２から時点ｔ５３にかけてＴ２からＴ３へと徐々に低下し、時点ｔ５３から時点ｔ５４にかけてＴ３からＴ４へと徐々に増大する。

上記の各変化のうち、時点ｔ５１における噴射インターバル時間Ｔｉのステップ状の低下は、チャート（ｂ）に示すメイン噴射Ｊｍの噴射量が時点ｔ５１にてＱ１からＱ２へとステップ状に増大したことによるものである。すなわち、図１９に示したように、メイン噴射Ｊｍの噴射量の増大は噴射インターバル時間Ｔｉを短くする作用をもたらすので、当該噴射量が時点ｔ５１でステップ状に増大すれば、これに応じて噴射インターバル時間Ｔｉはステップ状に短縮されることになる。

時点ｔ５１から時点ｔ５２にかけた噴射インターバル時間Ｔｉの漸減は、主に、チャート（ｄ）に示す燃料の噴射圧（実噴射圧）が時点ｔ５１から時点ｔ５２にかけてＰ１からＰ２へと徐々に上昇したことによるものである。すなわち、図１９に示したように、噴射圧の増大は噴射インターバル時間Ｔｉを短くする作用をもたらすので、当該噴射圧が時点ｔ５１〜ｔ５２において徐々に上昇すれば、これに応じて噴射インターバル時間Ｔｉは徐々に短縮されることになる。

時点ｔ５２から時点ｔ５３にかけた噴射インターバル時間Ｔｉの漸減は、主に、チャート（ｅ）に示すエンジン回転数が時点ｔ５２から時点ｔ５３にかけてＮ２からＮ３へと徐々に上昇したことによるものである。すなわち、図１９に示したように、エンジン回転数の上昇は噴射インターバル時間Ｔｉを短くする作用をもたらすので、当該エンジン回転数が時点ｔ５２〜ｔ５３において徐々に上昇すれば、これに応じて噴射インターバル時間Ｔｉは徐々に短縮されることになる。また、図２０に示したように、エンジン回転数が基準回転数Ｎ０よりも高くなるとエンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率が大きくなることに伴い（拡散最大負荷領域Ａ１＿ｍを除く拡散燃焼領域Ａ１において）、時点ｔ５２から所定の時間が経過してエンジン回転数が基準回転数Ｎ０を超えると、噴射インターバル時間Ｔｉの短縮速度は増大する。

時点ｔ５３から時点ｔ５４にかけた噴射インターバル時間Ｔｉの漸増は、チャート（ｆ）に示す吸気圧（過給圧）が時点ｔ５３から時点ｔ５４にかけてＰｓ３からＰｓ４へと徐々に上昇したことによるものである。すなわち、図１９に示したように、吸気圧の上昇は噴射インターバル時間Ｔｉを長くする作用をもたらすので、当該吸気圧が時点ｔ５３〜ｔ５４において徐々に上昇すれば、これに応じて噴射インターバル時間Ｔｉは徐々に延長されることになる。

＜作用効果＞
以上説明したとおり、当実施形態では、リエントラント型のキャビティ５Ｃが冠面５０に形成されたピストン５、および、複数の噴孔１５２が先端部１５１に形成されたインジェクタ１５を含むディーゼルエンジンの拡散燃焼領域Ａ１での運転時に、１燃焼サイクル中の総噴射量のうち最も多くの割合の燃料を第１キャビティ部５１内に噴射するメイン噴射Ｊｍと、メイン噴射Ｊｍよりも遅れた膨張行程中の所定時期に当該メイン噴射Ｊｍよりも少量の燃料を噴射するアフター噴射Ｊａとが実行されるようにインジェクタ１５が制御されるとともに、メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉが、エンジン回転数が高くなるほど短くされるとともに、エンジン回転数の増大に伴う噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率が、エンジン回転数が高い方が大きくされる。このような構成によれば、燃費性能を比較的良好に維持しつつ、アフター噴射Ｊａにより噴射された燃料の空気利用率を高めて煤の発生を十分に抑制することができる。

すなわち、メイン噴射Ｊｍにより噴射された燃料の噴霧Ｆｍは、図１０に示すように、第１キャビティ部５１のリップ部５１３、外周部５１２、底部５１１の各壁面に沿って縦方向の渦を形成するように旋回し、インジェクタ１５の噴射軸ＡＸ（噴孔１５２の中心軸の延長線）上の旋回基準点Ｚに戻ってくる。この旋回基準点Ｚにおける酸素濃度が濃くなる酸素到来時期は、噴霧Ｆｍの後端を追いかけるように発生するクリーン空気流Ｅ（酸素含有率の高い空気流）が旋回基準点Ｚを通過する時期であり、この酸素到来時期に合わせてアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａを旋回基準点Ｚに到達させることができれば、アフター噴射Ｊａにより噴射された燃料の空気利用率を高めることができる（図１２参照）。

ここで、本願発明者の研究により、酸素到来時期は、図２０に示すように、エンジン回転数が高いほど早くなることが分かっている。この点を考慮した制御として、当実施形態では、メイン噴射Ｊｍの終了からアフター噴射Ｊａの開始までの時間である噴射インターバル時間Ｔｉが、エンジン回転数が高いほど短くなるように調整されるので、上記のような酸素到来時期の傾向に合わせた適切な時期（つまり旋回基準点Ｚでの酸素濃度が濃くなる時期）にアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａを旋回基準点Ｚに到達させることができ、当該燃料噴霧Ｆａの空気利用率を高めることができる。さらに、エンジン回転数が高いときは、スワール流の速度ＶＳが高くなって燃料噴霧の横方向の旋回流動が強くなることで、これが酸素到来時期に与える影響が大きくなることにより、エンジン回転数の増大に対して酸素到来時期がより早くなることが分かっている。これに対して、当実施形態では、エンジン回転数が高い方が、エンジン回転数の増大に対する噴射インターバル時間Ｔｉの短縮率が大きくなるように噴射インターバル時間Ｔｉが設定される。これにより、図２３のチャート（ｈ）において実線の波形で示すように、仮に噴射インターバル時間Ｔｉを固定的に設定した場合（二点鎖線で示す）と比較して、燃焼に伴う煤の発生を効果的に抑制することができる。

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

また、上記実施形態では、インジェクタ１５の噴射軸ＡＸと第１キャビティ部５１のリップ部５１３とが交差するタイミングでメイン噴射Ｊｍが実行されるとともに、このメイン噴射Ｊｍの終了後、噴射軸ＡＸ上の旋回基準点Ｚにクリーン空気流Ｅが巡ってくる時期である酸素到来時期が、エンジン回転数を含む複数のパラメータ（メイン噴射量、噴射圧、吸気圧、エンジン水温、燃温）に基づき算出され、算出された酸素到来時期に基づいて噴射インターバル時間Ｔｉが決定される。このような構成によれば、エンジン回転数を含む特定のパラメータ群によって酸素到来時期が変化するという本願発明者が得た知見に基づいて当該酸素到来時期を適正に算出できるとともに、算出した酸素到来時期に合わせてアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが旋回基準点Ｚに到達するようにアフター噴射Ｊａの開始時期（噴射インターバル時間Ｔｉ）を調整することにより、当該燃料噴霧Ｆａの空気利用率を高めて煤の発生量を低減することができる。

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

特に、エンジン水温つまり燃焼室６の温度が異なる場合には、エンジン負荷および回転数が同一であっても酸素到来時期が異なることになるが、上記実施形態では、噴射量や噴射圧、吸気圧等の負荷およびエンジン回転数に依拠するパラメータだけでなく、エンジン水温および燃焼室６の温度も考慮の上で酸素到来時期が特定されるので、暖機の進行度合い等に伴い変化する燃焼室６の種々の温度条件において良好な空気利用率を支障なく確保することができる。なお、上記のように、エンジン水温の相違が酸素到来時期に影響を及ぼすのは、エンジン水温が高いほど燃料噴霧の長さ（噴霧長Ｌ）が長くなり、その分、クリーン空気流Ｅの長さが短くなることで、当該クリーン空気流Ｅの中間部が旋回基準点Ｚを通過するタイミングが早まる、という理由である。これより、上記実施形態では、エンジン水温が高いほど、つまり、燃焼室６の温度が高いほど、噴射インターバル時間Ｔｉが短くされ、それによって空気利用率の向上が図られている。

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

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

上記実施形態では、クリーン空気流Ｅの中間部が噴射軸ＡＸ上の旋回基準点Ｚを通過する時期、つまり旋回基準点Ｚにおける酸素濃度が最も濃くなる時期を酸素到来時期（例えば図１１の実線の波形Ｌ１の場合の時点ｔ１１）として特定し、この酸素到来時期に合わせてアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが旋回基準点Ｚに到達するように噴射インターバル時間Ｔｉを調整するようにしたが、酸素到来時期は、クリーン空気流Ｅの前端および後端を除いた主要部分のいずれかが旋回基準点Ｚを通過する時期（旋回基準点Ｚ上に燃料噴霧Ｆｍが存在する期間を明確に避けた時期）であればよく、酸素濃度が最も濃くなる時期に限定する必要はない。特に、エンジン水温が十分に低い冷間運転時は、アフター噴射Ｊａに基づく燃焼の安定性が低下し易いので、当該燃焼安定性を確保する観点からアフター噴射Ｊａの開始時期を可能な範囲で早めることが求められる可能性がある。このような場合には、酸素濃度が最も濃くなる時期よりも少し早いタイミングでアフター噴射Ｊａによる燃料噴霧Ｆａが旋回基準点Ｚに到達するように噴射インターバル時間Ｔｉを調整するとよい。

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

インジェクタ１５の噴孔１５２の数は上記に限らない。

２ 気筒
５ ピストン
５Ｃ キャビティ
６ 燃焼室
１５ インジェクタ
５０ （ピストンの）冠面
７０ ＥＣＵ（噴射制御部）
１５２ （インジェクタの）噴孔
５１１ 底部
５１２ 外周部
５１３ リップ部
ＳＮ５ 噴射圧センサ
Ａ１ 拡散燃焼領域（所定の運転領域）
ＡＸ 噴射軸
Ｃ１ 第１運転ポイント
Ｃ２ 第２運転ポイント
Ｅ クリーン空気流
Ｆｍ （メイン噴射による）燃料噴霧
Ｆａ （アフター噴射による）燃料噴霧
Ｊｍ メイン噴射
Ｊａ アフター噴射
Ｑ１ 第１噴射量
Ｑ２ 第２噴射量
Ｐ１ 第１噴射圧
Ｐ２ 第２噴射圧
Ｔｉ 噴射インターバル時間
Ｚ 旋回基準点（噴射軸上の特定位置）

Claims (3)

1. 気筒と、気筒内に往復動可能に収容されたピストンと、ピストンの上方空間である燃焼室に軽油を含む燃料を噴射するインジェクタとを備えたディーゼルエンジンを制御する装置であって、
   所定の運転領域での運転時に、圧縮行程から膨張行程にかけて設定された複数のタイミングで燃料が噴射されるように前記インジェクタを制御する噴射制御部を備え、
   前記ピストンは、その冠面に下方に窪んだキャビティを有するとともに、当該キャビティを規定する壁面として、径方向外側ほど高さが低くなるように形成された底部と、底部よりも径方向外側に形成されかつ気筒軸を含む断面視で径方向外側に凸となるように窪む湾曲した外周部と、外周部よりも上側に形成されかつ気筒軸を含む断面視で径方向内側に凸となるように突出する湾曲したリップ部とを有し、
   前記インジェクタは、前記燃焼室の天井部のうち前記キャビティの中央部と対向する位置に複数の噴孔を有するとともに、前記各噴孔から放射状且つ径方向外側に向けて斜め下方に燃料を噴射するように設けられ、
   前記噴射制御部は、前記所定の運転領域での運転時に、１燃焼サイクル中の燃料の総噴射量のうち最も多くの割合の燃料を噴射するとともに噴射した燃料を前記リップ部に指向させて当該燃料の少なくとも一部を前記リップ部から下方に方向転換させるメイン噴射と、メイン噴射よりも遅れた膨張行程中の所定時期に当該メイン噴射よりも少量の燃料を噴射するアフター噴射とを前記インジェクタに実行させ、
   前記メイン噴射の終了から前記アフター噴射の開始までの時間である噴射インターバル時間は、エンジン回転数が高くなるほど短くされるとともに、エンジン回転数の増大に対する前記噴射インターバル時間の短縮率は、エンジン回転数が高い方が大きくされる、ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
2. 請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置において、
   前記燃焼室の温度を検出する温度センサをさらに備え、
   前記噴射制御部は、エンジン回転数が同一でかつ前記温度センサにより検出された前記燃焼室の温度が異なる場合に、当該燃焼室の温度が高いときは低いときに比べて前記噴射インターバル時間を短くする、ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
3. 請求項１または２に記載のディーゼルエンジンの制御装置において、
   前記インジェクタは、前記各噴孔の中心軸をそれぞれ延長した各噴射軸と前記リップ部とが交差するタイミングで前記メイン噴射を実行し、
   前記噴射制御部は、前記メイン噴射の終了後、前記各噴射軸上の特定位置に酸素含有率の高いクリーン空気流が巡ってくる時期である酸素到来時期を、エンジン回転数を含む複数のパラメータに基づき算出し、算出した酸素到来時期に基づいて前記噴射インターバル時間を決定する、ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。

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