(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
ピストンの頂面中央部に形成されるキャビティに向けて複数の噴孔から燃料を放射状に噴射するインジェクタと、前記キャビティの壁面でのスワール速度を制御するスワールコントロールバルブと、を備える内燃機関に適用される制御装置であって、
前記噴孔のうち互いに隣り合う噴孔から噴射されてスワール流れ方向で互いに隣り合う燃料噴霧の間隔を、燃料噴霧間隔として算出する燃料噴霧間隔算出手段と、
前記噴孔のうちの何れかから噴射された燃料噴霧が前記壁面に衝突したときに形成される衝突面の面積の逆数に、前記壁面でのスワール速度の０．８乗を掛けた値を、冷却損失の指標として算出する指標算出手段であって、前記衝突面の面積が、前記噴孔のうちの何れかから噴射された燃料噴霧の軸心から、スワール流れ方向下流側における当該燃料噴霧の側面までの角度であるスワール下流側側面角と、前記軸心から、スワール流れ方向上流側における当該燃料噴霧の側面までの角度であるスワール上流側側面角と、前記キャビティの中心から前記壁面までの距離と、を用いて算出される指標算出手段と、
前記壁面でのスワール速度が、前記燃料噴霧間隔が所定範囲内となる速度であって前記指標が最小となるときの速度と等しくなるように、前記スワールコントロールバルブの開度を補正する開度補正手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は内燃機関制御装置に関し、より詳細には、ディーゼルエンジンに代表される圧縮自着火式内燃機関に適用される制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
ディーゼルエンジンに代表される圧縮自着火式内燃機関では、複数の噴孔を有するインジェクタ（燃料噴射弁）から、ピストンの頂部に形成されるキャビティ（燃焼室）に向けて燃料が直接、放射状に噴射される。このような内燃機関に適用される従来技術として、その出力の向上や、不完全燃焼によるスモーク（煤）の排出を抑制するために、気筒内に発生させたスワールを用いて、各噴孔から噴射された燃料噴霧をキャビティ内に効果的に拡散させる技術が知られている。
【０００３】
例えば、特許文献１には、互いに隣り合う噴孔から噴射されてスワール流れ方向で互いに隣り合う燃料噴霧の間隔を、スモークの発生を抑制できる所定範囲内に調節する技術が提案されている。この従来技術では、具体的に、噴孔の軸中心から当該噴孔から噴射された燃料噴霧のスワール流れ方向下流側の側面までの角度であるスワール下流側側面角と、同軸中心から同燃料噴霧のスワール流れ方向下流側の側面までの角度であるスワール下流側側面角と、噴孔総数とを用いて、上述した間隔が算出される。そして、算出された間隔が所定範囲内の値となるように、インジェクタの燃料噴射条件、および、スワールコントロールバルブ（ＳＣＶ）の開度のうちの少なくとも一方が変更される。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２０１３−１６０１９４号公報
【特許文献２】特開２０１５−０８６７９７号公報
【特許文献３】特開平０６−１０１４８４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ところで、燃料噴霧がキャビティ壁面に衝突すると壁面近傍で発生する火炎の熱が当該壁面を介して失われる冷却損失が発生する。特に、インジェクタからの燃料噴射量が多くなる高負荷運転時には、キャビティ壁面に衝突する燃料量も増えて多くの熱がこの壁面近傍で発生することから、それだけ冷却損失が増大する。加えて、キャビティ内のスワール速度も冷却損失に少なからず影響を及ぼす。しかし、上述した従来技術はこのような冷却損失を考慮していないため、スワール速度によっては、スモークの低減が図られる一方で、冷却損失が増大している可能性がある。
【０００６】
本発明は、上述した課題に鑑みてなされたものであり、その目的は、スワールを用いて燃料噴霧をキャビティ内に拡散させる圧縮自着火式内燃機関において、スモークの低減と冷却損失の抑制を両立させることにある。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明に係る内燃機関制御装置は、ピストンの頂面中央部に形成されるキャビティに向けて複数の噴孔から燃料を放射状に噴射するインジェクタと、前記キャビティの壁面でのスワール速度を制御するスワールコントロールバルブと、を備える内燃機関に適用される。本発明に係る内燃機関制御装置は、燃料噴霧間隔算出手段と、指標算出手段と、開度補正手段と、を備えている。前記燃料噴霧間隔算出手段は、前記噴孔のうち互いに隣り合う噴孔から噴射されてスワール流れ方向で互いに隣り合う燃料噴霧の間隔を、燃料噴霧間隔として算出する。前記指標算出手段は、前記噴孔のうちの何れかから噴射された燃料噴霧が前記壁面に衝突したときに形成される衝突面の面積の逆数に、前記壁面でのスワール速度の０．８乗を掛けた値を、冷却損失の指標として算出する。前記衝突面の面積は、前記噴孔のうちの何れかから噴射された燃料噴霧の軸心から、スワール流れ方向下流側における当該燃料噴霧の側面までの角度であるスワール下流側側面角と、前記軸心から、スワール流れ方向上流側における当該燃料噴霧の側面までの角度であるスワール上流側側面角と、前記キャビティの中心から前記壁面までの距離と、を用いて算出される。前記開度補正手段は、前記壁面でのスワール速度が、前記燃料噴霧間隔が所定範囲内となる速度であって前記指標が最小となるときの速度と等しくなるように、前記スワールコントロールバルブの開度を補正する。
【発明の効果】
【０００９】
本発明によれば、キャビティの壁面でのスワール速度が、燃料噴霧間隔が所定範囲内となる速度であって、冷却損失の指標が最小となるときの速度と等しくなるように、スワールコントロールバルブの開度が設定される。この所定範囲は、燃焼時におけるスモーク発生量が所定の規制量未満に抑えられる範囲である。また、冷却損失の指標は、キャビティの壁面からの放熱量に相関している。そのため、キャビティの壁面でのスワール速度が、燃料噴霧間隔が所定範囲内となる速度であって、冷却損失の指標が最小となるときの速度と等しくなるように制御されれば、燃焼時におけるスモーク発生量が所定の規制量未満に抑えられ、尚且つ、キャビティの壁面からの放熱量が最小となる。よって、本発明によれば、スモークの低減と冷却損失の抑制を両立させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１０】
【図１】本発明の実施の形態におけるシステムの全体構成を示す模式図である。
【図２】気筒内における一部の領域を示す模式図である。
【図３】キャビティ内（または気筒内）で発生するスモーク量およびキャビティからの放熱量と、スワール比との関係を示した図である。
【図４】スワール比変更時のキャビティ壁面における熱流束と、火炎の移動速度と、火炎の温度との関係を示した図である。
【図５】キャビティ壁面における燃料噴霧の断面積を説明するための図である。
【図６】スワール比変更時のキャビティ壁面における燃料噴霧の断面積の逆数と、当該壁面での火炎の温度との関係を示す図である。
【図７】スワール比変更時の冷却損失の指標と熱流束との関係を示した図である。
【図８】本実施の形態においてＥＣＵにより実行されるＳＣＶ開度補正動作を説明するためのフローチャートである。
【図９】運転状態判定マップの一例を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１１】
以下、図面に基づいて本発明の実施の形態について説明する。尚、各図において共通する要素には、同一の符号を付して重複する説明を省略する。また、以下の実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。
【００１２】
［システムの全体構成］
図１は本発明の実施の形態におけるシステムの全体構成を示す模式図である。図１に示すシステムは、車両に搭載されるディーゼルエンジン１０（以下単に「エンジン１０」ともいう。）を備えている。エンジン１０は、４つの気筒１２を備えている。気筒１２の外側には、冷却水流路（ウォータジャケット）１４が形成されている。冷却水流路１４には、冷却水の水温に応じた出力を発する水温センサ６１が配設されている。
【００１３】
気筒１２内にはピストン１６が配置され、ピストン１６はコネクティングロッドを介してクランクシャフトに連結されている（何れも不図示）。このクランクシャフトの近傍には、クランクシャフトが所定角度だけ回転する度にパルス信号を発信するクランク角センサ６２が配設されている。
【００１４】
エンジン１０のシリンダヘッド（不図示）には、気筒１２に対応して直噴式のインジェクタ１８が取り付けられている。インジェクタ１８は、気筒１２の中央上部に配設されている。また、インジェクタ１８は、内部に圧電素子（ピエゾ素子）を備えており、適宜開弁して気筒１２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。
【００１５】
具体的に、インジェクタ１８は、ケーシング内の先端部に設けられたノズルニードル（不図示）を備えており、このノズルニードルはケーシング内で進退移動可能に構成されている。また、ケーシングの先端部には複数の噴孔が周方向に等間隔で形成されている。ノズルニードルが前進位置にある状態では、このノズルニードルの先端部によって噴孔が閉塞される。ノズルニードルが後退移動（リフト）すると噴孔が開放されて、ケーシング内と気筒１２内との圧力差によって燃料が放射状に噴射される。
【００１６】
また、インジェクタ１８は、内部にピエゾアクチュエータを備えており、ＥＤＵ（Electrical Driving Unit）５０を介してＥＣＵ（Electronic Control Unit）４０に接続されている。ＥＤＵ５０は、ＥＣＵ４０からの指令信号（噴射指令信号）に基づいて前記ピエゾアクチュエータのピエゾスタックの充電と放電とを実行する周知の駆動回路で構成されている。インジェクタ１８のピエゾアクチュエータに対する通電を制御する（ピエゾスタックに対する電荷の付与速度を変更する）ことで、ノズルニードルのリフト速度を変更することが可能となっている。インジェクタ１８の燃料噴射制御の詳細については後述する。
【００１７】
エンジン１０のシリンダヘッドには、吸気マニホルド２０およびスロットルバルブ２２を含む吸気系と、排気マニホルド２４および触媒装置（不図示）を含む排気系とが接続されている。吸気バルブ（不図示）の開弁動作に伴って吸気系から気筒１２に吸入された吸気が圧縮行程において圧縮された後、インジェクタ１８から燃料が噴射されて燃焼が行われる。具体的には、ピストン１６の頂面中央部に形成されているキャビティ２６内に燃料が噴射されて、この燃料の燃焼が行われる。そして、この燃焼エネルギによりピストン１６が往復運動し、その往復運動がコネクティングロッドによってクランクシャフトの回転運動に変換されてエンジントルクが出力として得られることになる。また、排気バルブ（不図示）の開弁動作に伴って気筒１２から排気系に排出された排気は、触媒装置によって浄化される。
【００１８】
上述した吸気系には、気筒１２内でのスワール流（水平方向の旋回流）の速度を可変とするためのスワールコントロールバルブ（ＳＣＶ）２８が備えられている。具体的に、気筒１２には、ノーマルポートとスワールポートの２系統が設けられており、このうちのノーマルポートに、開度調整可能なバタフライバルブで構成されたＳＣＶ２８が配置されている。ＳＣＶ２８にはアクチュエータ（不図示）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ＳＣＶ２８の開度に応じて、ノーマルポートを通過する空気の流量が変更される。
【００１９】
ＳＣＶ２８の開度が大きいほど、ノーマルポートから気筒１２内に吸入される空気量が増加する。このため、スワールポートにより発生したスワールは相対的に弱まり、気筒１２内は低スワール（スワール速度ＶＳＷが低い状態）となる。一方、ＳＣＶ２８の開度が小さいほど、ノーマルポートから気筒１２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１２内は高スワール（スワール速度ＶＳＷが高い状態）となる。
【００２０】
インジェクタ１８は、燃料蓄圧容器としてのコモンレール３０に接続されている。コモンレール３０には、その内圧（燃料圧力）を検出するコモンレール圧センサ６３が取り付けられている。コモンレール３０には燃料配管３２を介して昇圧ポンプ３４が接続され、この昇圧ポンプ３４の吸入側には燃料タンク（不図示）が接続されている。燃料タンク内の燃料が昇圧ポンプ３４により昇圧されるとコモンレール３０に供給され、コモンレール３０から各インジェクタ１８に分配される。
【００２１】
ＥＣＵ４０は、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）等を備えている。ＥＣＵ４０は、車両に搭載された各種センサの信号を取り込み処理する。各種センサには、上述した水温センサ６１、クランク角センサ６２、コモンレール圧センサ６３に加え、車両の運転者によるアクセルペダルの踏み込み量を検出するアクセル開度センサ６４、吸気系に備えられて吸入空気量を検出するエアフロメータ６５等のエンジン運転状態を取得するための各種センサが含まれる。ＥＣＵ４０は、取り込んだ各センサの信号を処理して所定の制御プログラムに従って各種アクチュエータを操作する。ＥＣＵ４０によって操作されるアクチュエータには、上述したインジェクタ１８、ＳＣＶ２８、昇圧ポンプ３４等のエンジン運転を制御するための各種アクチュエータが含まれる。
【００２２】
ＥＣＵ４０は、昇圧ポンプ３４に制御信号を発することで、燃料タンクからコモンレール３０に供給される燃料の圧力を制御する。また、ＥＣＵ４０は、ＳＣＶ２８に制御信号を発することで、ＳＣＶ２８の開度を制御してスワール速度ＶＳＷを調節する。また、ＥＣＵ４０は、インジェクタ１８に制御信号（噴射指令信号）を発することで、インジェクタ１８の燃料噴射制御を行う。
【００２３】
インジェクタ１８の燃料噴射制御では、メイン噴射が行われる。メイン噴射は、エンジン１０のトルクを発生させるための噴射動作である。メイン噴射での燃料量は、基本的にはエンジン回転速度、アクセル操作量、冷却水温、吸気温等のエンジン運転状態に応じ、要求トルクが得られるように決定される。一般に、エンジン回転速度（クランク角センサ６２の検出値に基づいて算出されるエンジン回転速度）が高いほど、また、アクセル操作量（アクセル開度センサ６４により検出されるアクセルペダルの踏み込み量）が大きいほど要求トルクが高くなる。そのため、エンジン回転速度が高いほど、また、アクセル操作量が大きいほど、決定されるメイン噴射での燃料量が多くなる。
【００２４】
燃料噴射制御では、パイロット噴射やアフタ噴射が必要に応じて行われる。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、安定した拡散燃焼を導くための噴射動作であり、メイン噴射に先駆けて行われる。パイロット噴射での燃料量は、メイン噴射での燃料量の一部を分割することにより設定される。アフタ噴射は、排気温度を上昇させるための噴射動作であり、メイン噴射の後に行われる。パイロット噴射での燃料量とは異なり、アフタ噴射での燃料量はメイン噴射での燃料量とは別に設定される。
【００２５】
燃料噴射制御を行う際の燃料噴射圧は、コモンレール３０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３０からインジェクタ１８に供給される燃料圧力の目標値、即ち目標レール圧は、基本的には、エンジン負荷が高くなるほど、および、エンジン回転速度が高くなるほど高いものとされる。ＥＣＵ４０は、コモンレール内圧が目標レール圧と等しくなるように、昇圧ポンプ３４の燃料吐出量を調量する。
【００２６】
［制御システムの構成］
本実施形態の特徴的な構成として、ＥＣＵ４０は、筒内状態算出手段４１と、スワール速度算出手段４２と、燃料噴霧側面角算出手段４３と、燃料噴霧間隔算出手段４４と、燃料噴霧断面積算出手段４５と、冷却損失指標算出手段４６と、ＳＣＶ開度補正手段４７とを備えている。
【００２７】
ＥＣＵ４０が備える各手段の機能について図１乃至図７を参照しながら説明する。この図２は、気筒１２内における一部の領域を示す模式図であって、メイン噴射が実行された際にインジェクタ１８の複数の噴孔のうち、互いに隣り合う２つの噴孔から噴射された燃料噴霧のキャビティ２６内での状態（スワール流によって移動した燃料噴霧の状態）を、キャビティ２６の上方から見た図である。なお、この図２には、２つの噴孔から噴射された燃料噴霧の先端位置がキャビティ２６の壁面（側壁面）に到達し、尚且つ、これらの燃料噴霧同士が重なり合っていない状態が描かれている。
【００２８】
図１に示す筒内状態算出手段４１は、クランク角センサ６２からのパルス信号、水温センサ６１からの冷却水温検知信号、アクセル開度センサ６４からのアクセル開度信号、エアフロメータ６５からの吸入空気量検知信号などのエンジン運転状態に関する信号を読み込み、気筒１２内の状態（筒内密度、吸入空気量など）を算出する。例えば、水温センサ６１からの冷却水温検知信号に基づいて気筒１２内に流入する空気密度を算出し、クランク角センサ６２からのパルス信号に基づいて算出されるエンジン回転速度とアクセル開度センサ６４によって検出されるアクセル開度とから燃料噴射量を算出する。そして、空気密度と燃料噴射量から筒内密度を算出する。筒内密度の算出手法はこれに限定されるものではなく、例えば、各種センサの出力信号と筒内密度との関係を予め実験やシミュレーションによって規定したマップをＥＣＵ４０のＲＯＭに記憶させておき、このマップから筒内密度を求めるようにしてもよい。
【００２９】
図１に示すスワール速度算出手段４２は、クランク角センサ６２からのパルス信号からのパルス信号に基づいて算出されるエンジン回転速度と、現在のＳＣＶ開度とから、キャビティ２６の壁面でのスワール速度ＶＳＷを算出する。キャビティ２６の壁面でのスワール速度ＶＳＷは、具体的には下記式（１）により算出される。
ＶＳＷ＝ｒ×ω  ・・・（１）
ここで、ｒはキャビティ２６の中心から壁面までの距離である。また、ωはスワール角速度であり、下記式（２）により算出される。
ω＝２π×ＮＥ×Ｓｒ／６０  ・・・（２）
ここで、ＮＥはクランク角センサ６２からのパルス信号からのパルス信号に基づいて算出されるエンジン回転速度である。Ｓｒはスワール比であり、クランク角センサ６２からのパルス信号からのパルス信号に基づいて算出されるエンジン回転速度と、エアフロメータ６５から検出される吸入空気量と、現在のＳＣＶ開度とをパラメータとする演算式により算出される。なお、各種センサの出力信号とスワール速度ＶＳＷとの関係を予め実験やシミュレーションによって規定したマップをＥＣＵ４０のＲＯＭに記憶させておき、このマップからスワール速度ＶＳＷを求めるようにしてもよい。
【００３０】
図１に示す燃料噴霧側面角算出手段４３は、スワール速度算出手段４２で算出したスワール速度Ｖｓｗと燃料噴霧角とを利用してスワール下流側側面角θＤＳを算出する。ここで、燃料噴霧角とは、インジェクタの特定の噴孔から噴射される燃料噴霧の拡がり角として定義されるものであり、エンジンの運転状態に応じて変化するものである。本明細書においては、スワールを発生させないエンジン運転状態における当該拡がり角を基準として燃料噴霧角を定めるものとし、その算出方法については後述する。また、燃料噴霧側面角算出手段４３は、燃料噴霧角からスワール上流側側面角θＵＳを算出する。スワール下流側側面角θＤＳは、図２に示すように、噴孔から噴射された燃料噴霧の軸心（スワール流によって流される前の軸心（一点鎖線）であり、噴孔の中心軸に略一致する）から、スワール流れ方向下流側における燃料噴霧の側面までの角度として与えられるものであり、下記式（３）により算出される。
θＤＳ＝（１／２）×燃料噴霧角＋Ａ×ＶＳＷ×ｔｉｍｐ  ・・・（３）
ここで、ｔｉｍｐは燃料噴射の開始から、その燃料噴霧がキャビティ２６の壁面に衝突するまでの時間（燃料噴霧の先端位置がキャビティ２６の壁面に到達するまでの時間）であり、ペネトレーション（燃料噴霧の貫徹力）と噴射期間とをパラメータとする演算式により算出される。なお、ペネトレーションは、燃料噴射の初期値（複数のメイン噴射（分割メイン噴射）を実行する場合はそれぞれの噴射の初期値）、および、筒内状態算出手段４１によって算出された気筒１２内の状態（筒内密度、吸入空気量など）から算出される。また、噴射期間は、燃料噴射量と燃料噴射圧とから算出される。また、Ａは燃料噴霧のスワール流れ方向下流側に向けての拡散率であって、例えば「１．１」である。この拡散率の値はこれに限定されるものではなく、実験やシミュレーションによって求められる。
【００３１】
図２に示すように、燃料噴霧はスワール流によってキャビティ２６の周方向に流され、また、燃料噴霧自身も拡散していくので、スワール下流側側面角θＤＳが拡大（スワール流れ方向下流側に向けて拡大）していく。上述した式（３）は、これらを考慮してスワール下流側側面角θＤＳを算出するものとなっている。
【００３２】
スワール上流側側面角θＵＳは、図２に示すように、上述した燃料噴霧の軸心から、スワール流れ方向上流側における燃料噴霧の側面までの角度として与えられるものであり、下記式（４）により算出される。
θＵＳ＝（１／２）×燃料噴霧角  ・・・（４）
【００３３】
ここで、上記式（３），式（４）の燃料噴霧角は、燃料噴霧角θと燃料噴霧到達距離ｘの関係を規定した「和栗の運動量理論」に基づく下記式（５）と、燃料噴霧到達距離ｘに関する下記式（６）（「廣安の式」）を利用して算出される。
【数１】
0006605968.tif 000002
ここで、ρｆは燃料密度、ρａは雰囲気密度（筒内密度）、ｄｎはノズル直径、ｕ０は噴射速度を表している。また、ｔｉｍｐは上述した壁面衝突時間である。また、Ｂは係数であり、ΔＰは燃料噴射圧（ケーシング内圧）と筒内の雰囲気圧力（筒内圧力）の圧力差を表している。なお、予め実験やシミュレーション等によってメイン噴射の噴射形態（ノズルニードルのリフト速度や燃料噴射圧や噴射量など）と燃料噴霧角との関係をマップ化した燃料噴霧角マップをＥＣＵ４０のＲＯＭに記憶させておき、この燃料噴霧角マップから燃料噴霧角を求めるようにしてもよい。
【００３４】
図１に示す燃料噴霧間隔算出手段４４は、燃料噴霧側面角算出手段４３で算出したスワール下流側側面角θＤＳおよびスワール上流側側面角θＵＳを利用して、燃料噴霧間隔θＤを算出する。燃料噴霧間隔θＤは、互いに隣り合う燃料噴霧同士の間隔であり、下記式（７）により算出される。
θＤ＝（３６０／噴孔総数）−（θＤＳ＋θＵＳ）  ・・・（７）
図２では互いに隣り合う燃料噴霧同士が重なり合っておらず、両者の間に隙間が生じているので、燃料噴霧間隔θＤは正の値となる。一方、互いに隣り合う燃料噴霧同士が部分的に重なっていると、燃料噴霧間隔θＤは負の値となる。
【００３５】
ところで、燃料噴霧間隔θＤが負の値である場合は、互いに隣り合う燃料噴霧同士が部分的に重なり合っており、この重なり部分での燃料濃度が過剰となるため、スモークの発生が懸念される。また、燃料噴霧間隔θＤが正の値であっても、燃料噴霧間隔θＤが大き過ぎる場合は、隣り合う燃料噴霧同士の間隔が大きくキャビティ２６内の酸素が十分に利用されないことになるため、スモークの発生が懸念される。換言すると、燃料噴霧間隔θＤが適正範囲内にあれば、スモークの発生を抑制できる。この適正範囲は、互いに隣り合う燃料噴霧同士が重なり合っておらず、尚且つ、両者の間に隙間が生じていない値（燃料噴霧間隔θＤ＝０）から、両者の間に生じる隙間として許容できる値（燃料噴霧間隔θＤ＝Ｔｈ）までとすることができる（０＜θＤ＜Ｔｈ）。この許容値Ｔｈは、予め実験やシミュレーションなどによって、燃焼時におけるスモーク発生量が所定の規制量未満に抑えられる値として設定される。
【００３６】
上記式（７）から理解できるように、スワール下流側側面角θＤＳやスワール上流側側面角θＵＳの値が変われば燃料噴霧間隔θＤの値も変わる。更には上記式（３），（４）から理解できるように、スワール下流側側面角θＤＳやスワール上流側側面角θＵＳの値は、スワール速度ＶＳＷ、燃料噴霧角θ、壁面衝突時間ｔｉｍｐ等の値で変わる。つまり、相関パラメータ、例えば、インジェクタ１８の燃料噴射条件やＳＣＶ開度を変更すれば燃料噴霧間隔θＤが変わる。従って、燃料噴射条件やＳＣＶ開度を変更することで、燃料噴霧間隔θＤを適正範囲内に収めることができる。
【００３７】
ところが、ＳＣＶ開度を変えればスワール速度も変わることから、キャビティ２６の壁面を介した放熱量も変わる。図３は、キャビティ内（または気筒内）で発生するスモーク量およびキャビティからの放熱量と、スワール比Ｓｒとの関係を示した図であり、図３に示すＳＣＶ開度の設定範囲は、０＜θＤ＜Ｔｈを満たす燃料噴霧間隔θＤの適正範囲に対応している。図３に示すように、スモーク量と放熱量の両者は共に、スワール比Ｓｒに対して最小値をとる。しかし、スモーク量が最小となるスワール比Ｓｒと、放熱量が最小となるスワール比Ｓｒは必ずしも一致していない。そのため、ＳＣＶ開度を制御してスモーク量が最小となるスワール比Ｓｒを実現したとしても、放熱量の低減が十分に図られていない可能性がある。
【００３８】
ここで、キャビティ壁面からの放熱量は、キャビティ壁面での熱流束に、当該壁面の表面積を掛けて時間積分した値として示すことができる。この熱流束は、一般に、流体の速度の０．８乗に比例する熱伝達率と、壁面と流体と温度差の積に比例することが知られている。図４は、本発明者らによる実験にて求めたスワール比Ｓｒ変更時のキャビティ壁面における熱流束と、火炎の移動速度と、火炎の温度との関係を示した図である。図４から分かるように、火炎の移動速度はスワール比Ｓｒに比例し、スワール比Ｓｒを大きくすると火炎の移動速度が増加する。一方、スワール比Ｓｒを大きくすると火炎の温度は低下し、熱流束はスワール比Ｓｒに対して最小値をとる。
【００３９】
本発明者らによる火炎挙動の可視化実験から、火炎の温度が低下した原因は、スワール比Ｓｒを大きくするとキャビティ壁面で火炎が拡散し易くなるためであることが判明した。そこで、本発明者らは更に、スワール比Ｓｒ変更時のキャビティ壁面における燃料噴霧の断面積と、当該壁面での火炎の温度との関係を、図５に示すモデル図を用いて調べた。図５に示す燃料噴霧の断面積Ｓは、インジェクタ１８の噴孔から噴射された燃料噴霧の先端がキャビティ２６の壁面に衝突したときに形成される衝突面の面積であり、図２で説明したスワール下流側側面角θＤＳ、スワール上流側側面角θＵＳ、および、キャビティ２６の中心から壁面までの距離ｒを利用して下記式（８）により近似した。
断面積Ｓ＝スワール上流側の半円（半径：ｒＵＳ）の面積＋スワール下流側の半楕円（長径：ｒＤＳ、短径：ｒＵＳ）の面積
＝π×ｒＵＳ×（ｒＵＳ＋ｒＤＳ）／２  ・・・（８）
なお、ｒＵＳおよびｒＤＳは、下記式（９）および（１０）で表すことができる。
ｒＵＳ＝２ｒｓｉｎ（θＵＳ＋θＤＳ）×θＵＳ／（θＵＳ＋θＤＳ）  ・・・（９）
ｒＤＳ＝２ｒｓｉｎ（θＵＳ＋θＤＳ）×θＤＳ／（θＵＳ＋θＤＳ）  ・・・（１０）
【００４０】
図６は、本発明者らによる実験にて求めたスワール比Ｓｒ変更時のキャビティ壁面における燃料噴霧の断面積の逆数１／Ｓと、当該壁面での火炎の温度との関係を示す図である。図６に示すように、キャビティ壁面での火炎の温度は逆数１／Ｓに比例し（断面積Ｓに反比例し）、逆数１／Ｓが小さいほどキャビティ壁面での火炎温度が低下する。
【００４１】
上述したように、熱流束は、流体の速度の０．８乗に比例する熱伝達率と、壁面と流体と温度差の積に比例する。また、図６で説明したように、燃料噴霧の断面積の逆数１／Ｓは、キャビティ壁面での火炎の温度と相関がある。そのため、壁面と流体と温度差の代わりにこの逆数１／Ｓを用いれば、スワール比Ｓｒ変更時のキャビティ壁面からの放熱量、つまり、スワール比Ｓｒ変更時の冷却損失を評価できると考えられる。このような考察に基づき、冷却損失の指標αを下記式（１１）で定義する。
α＝（１／Ｓ）×ＶＳＷ０．８  ・・・（１１）
図７は、あるスワール比Ｓｒにおいて上記式（１１）から算出される冷却損失の指標αと、同スワール比Ｓｒに基づいて実際に実験で求めた熱流束との関係を示した図である。図７に示すように、スワール比Ｓｒ変更時の冷却損失の指標αと熱流束は高い相関を示す。この結果は、指標αを用いたスワール比Ｓｒ変更時の冷却損失の評価が効果的であることを示している。
【００４２】
上述した断面積Ｓの算出は、図１に示す燃料噴霧断面積算出手段４５において行われる。また、上述した指標αの算出は、図１に示す冷却損失指標算出手段４６において行われる。
【００４３】
図１に示すＳＣＶ開度補正手段４７は、燃料噴霧間隔算出手段４４で算出した燃料噴霧間隔θＤが上述した適正範囲外の場合に、ＳＣＶ開度を補正する。また、ＳＣＶ開度補正手段４７は、燃料噴霧間隔算出手段４４で算出した燃料噴霧間隔θＤが上述した適正範囲内の場合であっても、冷却損失指標算出手段４６で算出した指標αがその適正範囲内において最小でないときは、更にＳＣＶ開度を補正してスワール速度ＶＳＷを変更する。このようなスワール速度ＶＳＷの補正を行うことで、燃料噴霧間隔θＤを適正範囲内に収めつつ、指標αを最小に調節することができる。
【００４４】
［ＳＣＶ開度の補正動作］
図８は、本実施の形態においてＥＣＵ４０により実行されるＳＣＶ開度補正動作を説明するためのフローチャートである。なお、このフローチャートは、エンジン１０の始動後、所定時間毎、または、インジェクタ１８からの燃料噴射（メイン噴射）が行われる毎に繰り返し実行される。
【００４５】
先ず、ステップＳ１において、現在のエンジン１０の運転状態が読み込まれる。具体的には、水温センサ６１からの冷却水温検知信号、クランク角センサ６２からのパルス信号、アクセル開度センサ６４からのアクセル開度信号、エアフロメータ６５からの吸入空気量検知信号などのエンジン１０の運転状態に関する信号が読み込まれる。
【００４６】
続いて、ステップＳ２において、ステップＳ１で読み込まれたエンジン１０の運転状態から、気筒１２内の状態（筒内密度、吸入空気量など）が算出される（筒内状態算出手段４１における筒内状態算出動作）。
【００４７】
続いて、ステップＳ３において、燃料噴射条件が読み込まれる。具体的には、コモンレール圧センサ６３からの燃料圧力、ＥＣＵ４０からＥＤＵ５０に出力される指令信号に基づいて認識される燃料噴射量が読み込まれる。
【００４８】
続いて、ステップＳ４において、上記式（１），式（２）を利用してキャビティ２６の壁面でのスワール速度ＶＳＷが算出される（スワール速度算出手段４２におけるスワール速度算出動作）。
【００４９】
続いて、ステップＳ５において、上記式（３），式（４）を利用して、スワール上流側側面角θＵＳおよびスワール下流側側面角θＤＳが算出される（燃料噴霧側面角算出手段４３におけるスワール上流側側面角θＵＳおよびスワール下流側側面角θＤＳの算出動作）。
【００５０】
続いて、ステップＳ６において、上記式（７）を利用して、燃料噴霧間隔θＤが算出される（燃料噴霧間隔算出手段４４における燃料噴霧間隔算出動作）。
【００５１】
続いて、ステップＳ７において、ステップＳ６で算出した燃料噴霧間隔θＤが上述した適正範囲内の値であるか否かが判定される。そして、燃料噴霧間隔θＤが適正範囲外の値であると判定された場合は、ＳＣＶ開度を補正する必要があると判断できるので、ステップＳ８に進む。一方、燃料噴霧間隔θＤが適正範囲内の値であると判定された場合は、この段階でのＳＣＶ開度の補正は不要と判断できるので、ステップＳ８およびＳ９をスキップしてステップＳ１０に進む。
【００５２】
ステップＳ８では、ＳＣＶ開度の補正が行われる（ＳＣＶ開度補正手段４７におけるＳＣＶ開度補正動作）。具体的に、燃料噴霧間隔θＤが上述した許容値Ｔｈよりも大きい場合は、ＳＣＶ開度が現在よりも小さくされる。ＳＣＶ開度が小さくされればスワール速度ＶＳＷが増加するので、燃料噴霧のスワール流れ方向下流への拡散量が増大し、互いに隣り合う燃料噴霧同士の間の隙間が小さくなる。燃料噴霧間隔θＤが０よりも小さい場合、つまり、燃料噴霧間隔θＤが負の値である場合は、ＳＣＶ開度が現在よりも大きくされる。ＳＣＶ開度が大きくされればスワール速度ＶＳＷが低下するので、燃料噴霧のスワール流れ方向下流への拡散量が減少し、互いに隣り合う燃料噴霧同士の間の隙間が大きくなる。
【００５３】
ステップＳ９では、エンジン１０が高負荷運転中であるか否かが判定される。具体的には、ステップＳ１で読み込まれたクランク角センサ６２からのパルス信号に基づいて算出したエンジン回転速度と、ステップＳ３で読み込まれた燃料噴射量とを例えば図９に示す運転状態判定マップに適用し、エンジン１０が高負荷運転中であるか否かが判定される。そして、エンジン１０が高負荷運転中であると判定された場合は、ステップＳ１０に進む。そうでないと判定された場合は、燃料噴霧がキャビティ２６の壁面に到達しない低負荷運転中であると判断できるので、今回の補正動作が終了される。
【００５４】
ステップＳ１０では、上記式（８）を利用して、断面積Ｓが算出される（燃料噴霧断面積算出手段４５における燃料噴霧間隔算出動作）。
【００５５】
続いて、ステップＳ１１において、上記式（１１）を利用して、指標αが算出される（冷却損失指標算出手段４６における冷却損失の指標算出動作）。
【００５６】
続いて、ステップＳ１２において、ステップＳ８で補正したＳＣＶ開度に基づいて算出される補正後の燃料噴霧間隔θＤが上述した適正範囲内の値であり、尚且つ、ステップＳ１１で算出された指標αが最小であるか否かが判定される。なお、ステップＳ８の処理をスキップした場合には、ステップＳ１１で算出された指標αが最小であるか否かのみが判定される。なお、指標αが最小であるか否かは、予め実験やシミュレーション等によって指標αの最小値をスワール速度ＶＳＷ毎に定めておき、この最小値がステップＳ１１で算出された指標αと一致するか否かにより判定される。そして、補正後の燃料噴霧間隔θＤが適正範囲内であり、尚且つ、ステップＳ１１で算出された指標αが最小であると判定された場合は、これ以上のＳＣＶ開度の補正は不要と判断できるので、今回の補正動作が終了される。そうでないと判定された場合は、ステップＳ８に戻る。
【００５７】
以上の動作が繰り返されることにより、エンジン１０の低負荷運転中においては燃料噴霧間隔θＤを適正範囲内に収めてスモークの低減を図ることができる。また、エンジン１０の高負荷運転中においては燃料噴霧間隔θＤを適正範囲内に収めつつ、指標αを最小に調節して、スモークの低減と冷却損失の抑制を両立させることができる。
【００５８】
ところで、上述した実施の形態では、車両に搭載される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。しかし、本発明は、車両用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、エンジンの気筒数や形式（直列型エンジン、Ｖ型エンジン、水平対向型エンジン等の別）についても特に限定されるものではない。
【符号の説明】
【００５９】
１０  ディーゼルエンジン
１６  ピストン
１８  インジェクタ
２６  キャビティ
２８  スワールコントロールバルブ（ＳＣＶ）
４０  ＥＣＵ
４１  筒内状態算出手段
４２  スワール速度算出手段
４３  燃料噴霧側面角算出手段
４４  燃料噴霧間隔算出手段
４５  燃料噴霧断面積算出手段
４６  冷却損失指標算出手段
４７  ＳＣＶ開度補正手段
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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