"可変容量機構を有する可変容量型過給機を備えた圧縮自着火式内燃機関の制御装置において、燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構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、上記目標着火遅れ期間から実着火遅れ期間を減算することにより着火遅れ期間の偏差を求め、この着火遅れ期間の偏差が大きいほど実着火遅れ期間を長くするように上記可変容量機構を制御する構成とされていることを特徴とする内燃機関の制御装置。請求項1または2記載の内燃機関の制御装置において、上記実着火遅れ期間は、吸気系における過給圧、吸入ガス量、吸入ガス温度、内燃機関冷却水温度、燃料噴射時期、燃料噴射量のうち少なくとも一つに基づいて推定される一方、目標着火遅れ期間は、内燃機関運転状態に応じて設定され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、上記可変容量機構は、過給機内部の排気ガス流路の流路面積を可変とする複数のノズルベーンの開度を調整する可変ノズルベーン機構であって、上記制御手段は、上記目標着火遅れ期間から実着火遅れ期間を減算することにより得られた着火遅れ期間の偏差が大きいほど燃料の実着火遅れ期間を長くするように上記ノズルベーンの開度を大きくする構成とされていることを特徴とする内燃機関の制御装置。請求項1~4のうち何れか一つに記載の内燃機関の制御装置において、上記燃料噴射弁から気筒内への燃料噴射動作として、少なくとも、主噴射と、この主噴射に先立って行われ且つ気筒内の予熱に寄与する副噴射とが実行可能となっており、上記制御手段は、上記副噴射で噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構を制御する構成とされていることを特徴とする内燃機関の制御装置。請求項4記載の内燃機関の制御装置において、上記制御手段は、上記ノズルベーンの開度が比較的大きい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合には、その開度領域よりもノズルベーンの開度が小さい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合に比べて、単位着火遅れ期間変更量に対するノズルベーンの開度の変化量を大きく設定する構成とされていることを特徴とする内燃機関の制御装置。ところが、上述した如く吸気の過給圧を一定にしたり筒内へ供給されるガス量を一定にしたとしても、着火遅れ期間の適正化を図るには限界がある。その理由を以下に述べる。仮に吸気の過給圧を一定にしたとしても、外気温度や、過給後のガス温度や、EGR率等が異なれば筒内へ供給されるガスの温度が異なることになり、それに起因して気筒内への吸入ガス量が変化し、気筒内での圧縮端温度が変化してしまうことになる。このため、この温度の変化によって燃料の着火タイミングが変動し、その結果、着火遅れ期間が適正な値からずれてしまうことになる。また、仮に筒内へ供給されるガス量を一定にしたとしても、上述したように吸気温度に関連するパラメータ上記外気温度等が異なれば、燃料噴射時期におけるガス温度や筒内圧が変化してしまうことになる。その結果、この場合にも着火遅れ期間が適正な値からずれてしまうことになる。具体例として外気温度が変化する場合について説明する。図10aは外気温度の変化に対する吸入ガス量の変化を、図10bは外気温度の変化に対する過給圧の変化を、図10cは外気温度の変化に対する着火遅れ期間の変化をそれぞれ示す図であって、図中の実線は過給圧を一定にした場合を、図中の破線は吸入ガス量を一定にした場合をそれぞれ示している。過給圧を一定にした場合、外気温度の変化に伴って吸入ガス量が変化する外気温度が高くなるほど吸入ガス量が少なくなる;図10aの実線を参照。そして、外気温度が高くなるほど着火遅れ期間は短くなる図10cの実線を参照。一方、ガス量を一定にした場合、外気温度の変化に伴って過給圧が変化する外気温度が高くなるほど過給圧が高くなる;図10bの破線を参照。このため、外気温度が高くなるほど着火遅れ期間は短くなる図10cの破線を参照。このように外気温度の変化によって着火遅れ期間が変動するため、着火遅れ期間の適正化を図ることが困難であった。特に、燃料噴射としてパイロット噴射とメイン噴射とを行う場合、パイロット噴射の着火遅れ期間が変動してしまうと、メイン噴射で噴射される燃料に対する予熱効果が変動し、それに伴って、このメイン噴射で噴射される燃料の着火タイミングが大きく変動することになる。その結果、筒内で失火を招いてしまったり、予混合割合の変化によって燃焼音の増大予混合割合が大きくなることに伴う燃焼音の増大や黒煙発生量の増大予混合割合が小さくなることに伴う黒煙発生量の増大を招いてしまう可能性がある。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、着火遅れ期間の適正化を図ることができる内燃機関の制御装置を提供することにある。-発明の概要-上記の目的を達成するために講じられた本発明の概要は、可変容量型過給機の可変容量機構を制御することで、燃料の着火遅れ期間を調整し、実際の着火遅れ期間が、目標とする着火遅れ期間理想的な燃焼を行わせるための着火遅れ期間となるようにしている。-解決手段-具体的に、本発明は、可変容量機構を有する可変容量型過給機を備えた圧縮自着火式内燃機関の制御装置を前提とする。この圧縮自着火式内燃機関の制御装置に対し、燃料噴射弁から気筒内に噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構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、実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に対して短い場合には、この実着火遅れ期間が長くなるように可変容量機構が制御され、逆に、実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に対して長い場合には、この実着火遅れ期間が短くなるように可変容量機構が制御される。従来技術では、吸気の過給圧を一定にしたり筒内へ供給されるガス量を一定にしたとしても、環境変化や運転過渡等に起因して着火遅れ期間を適正化することが困難であった。これに対し、本解決手段によれば、環境変化や運転過渡等の影響も反映した上で可変容量機構を制御して燃料の実着火遅れ期間を目標着火遅れ期間に近付けることができるため、着火遅れ期間の適正化に伴って、予混合割合が適切に得られ、失火の防止や排気エミッションの改善を図ることができる。上記制御手段の構成として具体的には以下のものが挙げられる。つまり、上記目標着火遅れ期間から実着火遅れ期間を減算することにより着火遅れ期間の偏差を求め、この着火遅れ期間の偏差が大きいほど実着火遅れ期間を長くするように上記可変容量機構を制御するものである。この場合、上記実着火遅れ期間として、好ましくは、吸気系における過給圧、吸入ガス量、吸入ガス温度、内燃機関冷却水温度、燃料噴射時期、燃料噴射量のうち少なくとも一つに基づいて推定する一方、目標着火遅れ期間は、内燃機関運転状態に応じて設定する。このようにして実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように可変容量機構を制御することにより、着火遅れ期間を高い精度で調整することが可能になる。上記可変容量機構として具体的には、過給機内部の排気ガス流路の流路面積を可変とする複数のノズルベーンの開度を調整する可変ノズルベーン機構により構成されている。この場合、上記制御手段は、上記目標着火遅れ期間から実着火遅れ期間を減算することにより得られた着火遅れ期間の偏差が大きいほど燃料の実着火遅れ期間を長くするように上記ノズルベーンの開度を大きくするようになっている。また、上記燃料噴射弁から気筒内への燃料噴射動作として、少なくとも、主噴射と、この主噴射に先立って行われ且つ気筒内の予熱に寄与する副噴射とが実行可能となっている場合、上記制御手段は、上記副噴射で噴射された燃料の実着火遅れ期間が目標着火遅れ期間に近付くように上記可変容量機構を制御する構成となっている。これにより、主噴射で噴射された燃料の燃焼状態を理想的な燃焼状態として得ることが可能となり、その結果、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可能となる。また、上述した如く可変容量機構を可変ノズルベーン機構により構成した場合、上記制御手段は、上記ノズルベーンの開度が比較的大きい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合には、その開度領域よりもノズルベーンの開度が小さい開度領域でその開度調整によって着火遅れ期間を制御する場合に比べて、単位着火遅れ期間変更量に対するノズルベーンの開度の変化量を大きく設定する構成としている。これにより、ノズルベーンの開度領域に応じて、ノズルベーン開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が異なっているといった特性を考慮した高い精度での着火遅れ期間の適正化を図ることが可能となる。本発明では、可変容量型過給機の可変容量機構を制御することで、燃料の着火遅れ期間を調整するようにしている。このため、着火遅れ期間の適正化に伴って、予混合割合が適切に得られ、失火の防止や排気エミッションの改善を図ることができる。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、機関燃料通路27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、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23,23,...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。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。排気系7は、シリンダヘッド15に形成された排気ポート71に接続される排気マニホールド72を備え、この排気マニホールド72に対して、排気通路を構成する排気管73が接続されている。また、この排気通路には排気浄化装置77が配設されている。この排気浄化装置77には、触媒NOx吸蔵触媒または酸化触媒及びDPFDieselPaticulateFilterが備えられている。また、排気浄化装置77としてはDPNR触媒DieselPaticulate-NOxReduction触媒が採用されていてもよい。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。上記ピストン13は、コネクティングロッド18によって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、上記吸気ポート15a及び上記排気ポート71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。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。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。また、本実施形態におけるターボチャージャ5は、可変ノズル式可変容量型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可変容量機構54図3及び図4を参照が設けられており、この可変ノズルベーン機構54に備えられたノズルベーン59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ようになっている。この可変ノズルベーン機構54の具体構成については後述する。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。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。-可変ノズルベーン機構54の構成-次に、上記ターボチャージャ可変容量型ターボチャージャ5に備えられた可変ノズルベーン機構54の構成について図3及び図4を用いて説明する。図3は、可変ノズルベーン機構54をターボチャージャ5の外側から見た正面図可変ノズルベーン機構54をコンプレッサ側から見た図である。また、図4は、可変ノズルベーン機構54をターボチャージャ5の内側タービンホイール52の収容空間タービンハウジング内側から見た図である。上記可変ノズルベーン機構54は、ユニゾンリング56図3参照と、このユニゾンリング56の内周側に位置し、ユニゾンリング56の凹部56aに係合された複数のアーム57,57,...と、ユニゾンリング56に対してターボチャージャ軸心方向で対向するように配設されたノズルプレートNVプレート58図4参照と、上記複数本のアーム57,57,...を駆動させるためのメインアーム57aと、上記アーム57に接続されてノズルベーン59を駆動するベーンシャフト59aとを備えている。このベーンシャフト59aは上記ノズルプレート58に回転自在に支持されて、各アーム57と各ノズルベーン59とをそれぞれ回動一体に連結している。また、図示しないハウジングプレートと上記ノズルプレート58とが対向配置されて、この両者間で上記ノズルベーン59の配設空間を形成している。つまり、これらノズルプレート58とハウジングプレートとの間で排気ガスの流路が形成され、この流路内にノズルベーン59が配設された構成となっている。この可変ノズルベーン機構54は、タービンホイール52の外周側に等間隔に配設された上記複数例えば12枚のノズルベーン59,59,...の回動角度回動姿勢を調整するための機構であり、上記メインアーム57aに接続されている駆動リンク57bを所定の角度だけ回動させることにより、その回動力が、駆動シャフト57c、メインアーム57a、ユニゾンリング56、アーム57,57,...、ベーンシャフト59a,59a,...を介してノズルベーン59,59,...に伝わり、各ノズルベーン59,59,...が連動して回動し、タービンハウジング渦室からタービンホイール52へ向かう排気ガスの流量および流速を調整することが可能となっている。この可変ノズルベーン機構54の構成及び動作は周知であるため、ここでの詳細な説明は省略する。-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の排気浄化装置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の排気浄化装置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、図示しないCPU、ROM、RAM等からなるマイクロコンピュータと入出力回路とを備えている。図5に示すように、ECU100の入力回路には、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、入力回路には、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などが接続されている。一方、ECU100の出力回路には、上記サプライポンプ21、インジェクタ23、スロットルバルブ62、EGRバルブ81、及び、上記ターボチャージャ5の可変ノズルベーン機構ノズルベーン59の開度を調整するアクチュエータ54が接続されている。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ROM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、上述したメイン噴射による初期燃焼速度を抑制する機能ばかりでなく、気筒内温度を高める予熱機能をも有するものとなっている。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。具体的な燃料噴射形態の一例としては、ピストン13が圧縮上死点に達する前に上記パイロット噴射インジェクタ23に形成された複数の噴孔からの燃料噴射が実行され、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が圧縮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。これにより燃料が自己着火によって燃焼し、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。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6の上段に示す波形は、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理想的な熱発生率波形を示している。図中のTDCはピストン13の圧縮上死点に対応したクランク角度位置を示している。また、図6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。このような理想的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。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。これらの噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。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、予め実験やシミュレーション等によって作成されて上記ROMに記憶されたEGRマップに従って設定される。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。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。この目標レール圧は例えば上記ROMに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。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。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。-着火遅れ制御-本実施形態の特徴は、上記パイロット噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化するための着火遅れ制御にある。以下、この着火遅れ制御について説明する。この着火遅れ制御の概要としては、エンジン1の運転状態に基づいて算出される目標着火遅れ期間と、実際の着火遅れ期間以下、推定着火遅れ期間と呼ぶとを比較し、その偏差に応じて、上記可変ノズルベーン機構54のノズルベーン開度を調整するようにしている。このノズルベーン開度としては、目標着火遅れ期間に対して推定着火遅れ期間が短い着火遅れが小さい場合には、その偏差が大きいほどノズルベーン開度を大きくして過給圧を低下させて着火遅れ期間を長くする一方、目標着火遅れ期間に対して推定着火遅れ期間が長い着火遅れが大きい場合には、その偏差が大きいほどノズルベーン開度を小さくして過給圧を上昇させて着火遅れ期間を短くする。以下、この着火遅れ制御について図7のフローチャートに沿って具体的に説明する。このフローチャートは、エンジン1の始動後、数msec毎、または、燃焼行程が行われる毎に繰り返して実行される。先ず、ステップST1において、エンジン1の冷却水温度THWを読み込む。この冷却水温度THWは、上記水温センサ46によって検出される。次に、ステップST2に移り、エンジン回転数NE及びエンジン負荷QFINを読み込む。エンジン回転数NEは、上記クランクポジションセンサ40の出力信号に基づいて算出される。また、エンジン負荷QFINは、上記アクセル開度センサ47の出力信号等に基づいて求められる。ステップST3では、上記エンジン回転数NE及びエンジン負荷QFINを利用し、所定の演算式によって目標着火遅れ期間Dtrgを算出するDtrg=fNE,QFIN。この演算式は、例えば図6で示したような理想的な燃焼を行うために必要となるパイロット噴射での着火遅れ期間を目標着火遅れ期間Dtrgとして求めるためのものであり、予め実験やシミュレーションによって得られている。ステップST4では、過給圧PIM及び吸入ガス温度TIMを読み込む。過給圧PIMは、上記吸気圧センサ48によって検出される。また、吸入ガス温度TIMは、上記吸気温センサ49によって検出される。ステップST5では、上記過給圧PIM及び吸入ガス温度TIMを利用し、所定の演算式によって吸入ガス量GCYLを算出するGCYL=gPIM,TIM。ステップST6では、上記エンジン回転数NE及びエンジン負荷QFINを利用し、所定の演算式によってパイロット噴射時期AINJPを算出するAINJP=hNE,QFIN。ステップST7では、上記エンジン回転数NE及びエンジン負荷QFINを利用し、所定の演算式によってパイロット噴射量qplを算出するqpl=iNE,QFIN。これらステップST5~ステップST7の演算式としては、周知の演算式を利用したり、または、実験やシミュレーションによって得られている。ステップST8では、上記過給圧PIM、吸入ガス量GCYL、冷却水温度THW、吸入ガス温度TIM、パイロット噴射時期AINJP及びパイロット噴射量qplを利用し、所定の演算式によって推定着火遅れ期間Destを算出するDest=jPIM,GCYL,THW,TIM,AINJP,qpl。この演算式は、パイロット噴射で噴射された燃料の実際の着火遅れ期間を算出するためのものであり、予め実験やシミュレーションによって得られている。以上のようにして目標着火遅れ期間Dtrgの算出上記ステップST3及び推定着火遅れ期間Destの算出上記ステップST8が行われた後、ステップST9に移り、これら着火遅れ期間の偏差Ddifを算出する。具体的には、目標着火遅れ期間Dtrgから推定着火遅れ期間Destを減算することで偏差Ddifを求めるDdif=Dtrg-Dest。つまり、適切な着火遅れ期間目標着火遅れ期間Dtrgに対して実際の着火遅れ期間推定着火遅れ期間Destが短い場合、つまり、パイロット噴射で噴射された燃料の燃焼開始が早すぎる場合には、上記偏差Ddifは大きな値として算出され、逆に、適切な着火遅れ期間目標着火遅れ期間Dtrgに対して実際の着火遅れ期間推定着火遅れ期間Destが長い場合、つまり、パイロット噴射で噴射された燃料の燃焼開始が遅すぎる場合には、上記偏差Ddifは小さな値として算出されることになる。このようにして偏差Ddifが算出された後、ステップST10に移り、上記ノズルベーン59の開度以下、VN開度と呼ぶを補正する制御値を求めるための比例項比例項Pvnp=ffDdif及び積分項積分項Pvni=ggDdifをそれぞれ算出し、これらの和をVN開度の制御値制御値PVN=PvnpPvniとして算出する。これら比例項Pvnp及び積分項Pvniを求めるための演算式も、予め実験やシミュレーションによって得られたものである。以上のようにしてVN開度の制御値PVNを求め、ステップST11において、この制御値に従ってVN開度を補正することになる。具体的に、上記偏差Ddifが大きな値として算出されている場合目標着火遅れ期間Dtrgに対して推定着火遅れ期間Destが短い場合には、着火遅れ期間を長くするようにVN開度としては大きくなるように可変ノズルベーン機構54が制御される。一方、上記偏差Ddifが小さな値として算出されている場合目標着火遅れ期間Dtrgに対して推定着火遅れ期間Destが長い場合には、着火遅れ期間を短くするようにVN開度としては小さくなるように可変ノズルベーン機構54が制御される。以上の動作が繰り返され、着火遅れ期間に影響を与える各種パラメータが変化した場合であっても、パイロット噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化することができ、これによってメイン噴射で噴射された燃料の燃焼状態を理想的な燃焼状態例えば図6に示したような熱発生率波形が得られる燃焼状態として得ることが可能となる。その結果、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可能となる。図8は、本実施形態の着火遅れ制御が行われた場合の外気温度の変化に対する着火遅れ期間の変化を示す図である。この図8では、図中のAが目標着火遅れ期間として設定された場合を示している。この図からも明らかなように、本実施形態の着火遅れ制御が行われた場合、外気温度が変化したとしても着火遅れ期間は目標着火遅れ期間となっており、理想的な燃焼状態が得られている。変形例上述した実施形態では、算出された偏差Ddifを利用して、VN開度を補正する制御値PVNを求めるための比例項Pvnp及び積分項Pvniをそれぞれ算出するようにしていた。本変形例は、それに代えて、VN開度の開度領域に応じて、VN開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が異なっていることを考慮してVN開度の制御を行うようにしたものである。以下、具体的に説明する。図9は、VN開度の開度領域に応じた着火遅れ期間の変化の傾向を示す図である。このように、VN開度が比較的小さい領域では、VN開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が比較的大きい。言い換えると、着火遅れ期間の変化に対するVN開度の変化の影響度合いは大きく、着火遅れ期間を単位着火遅れ期間だけ変更させるのに要するVN開度の変化量は小さい。これに対し、VN開度が比較的大きい領域では、VN開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が比較的小さい。言い換えると、着火遅れ期間の変化に対するVN開度の変化の影響度合いは小さく、着火遅れ期間を単位着火遅れ期間だけ変更させるのに要するVN開度の変化量は大きい。このことを考慮し、着火遅れ期間を補正するべくVN開度を変化させる場合には、現在のVN開度に応じて、上記着火遅れ期間の変化に対する影響度合いを考慮してVN開度の変化量を算出するようにしている。具体的には、上記実施形態で説明したフローチャートにおけるステップST10で求められたVN開度の制御値PVNに対し、現在のVN開度に応じた補正係数を乗算することで、VN開度の制御値PVNを補正し、その補正後の制御値PVNに従ってVN開度を補正するようにしている。この制御値PVNの補正動作としては、現在のVN開度が大きいほど制御値PVNに対する補正量VN開度の変化を大きくする補正量を大きくするように設定する。これにより、VN開度の開度領域に応じて、VN開度の変化量に対する着火遅れ期間の変化割合が異なっているといった特性を考慮した高い精度での着火遅れ期間の適正化を図ることが可能となる。-他の実施形態-以上説明した実施形態及び変形例は、自動車に搭載される直列4気筒ディーゼルエンジンに本発明を適用した場合について説明した。本発明は、自動車用に限らず、その他の用途に使用されるエンジンにも適用可能である。また、気筒数やエンジン形式直列型エンジン、V型エンジン、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。また、上記実施形態及び変形例では、パイロット噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化する場合について説明した。本発明はこれに限らず、パイロット噴射を実行することなしにメイン噴射を実行する場合に、そのメイン噴射で噴射された燃料の着火遅れ期間を適正化する場合にも適用可能である。また、可変容量機構としては可変ノズルベーン機構に限定されるものではなく、周知の種々の可変容量機構を備えたものに対しても本発明は適用可能である。"