"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。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、RMSRootMeanSquare;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。CNdBA=20×logRMS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。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8a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8bはその熱発生率波形の一例を示す図であり、図8cはその熱発生率の傾きの変化を示す図である。図8a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8b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8c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9aは図8b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8b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9bは図8c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8c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9b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8c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9b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9aに示す波形二等辺三角形にモデル化した波形は、図8b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9a及び図9b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8b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9a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8b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...2b=2c×d/2=c×d...3この両式より、b=a×c2...4となり、c=b/a05...5となる。一方、図8c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9bで示した2つの二等辺三角形の底辺の和は、上記図8bでの燃焼期間図9a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9b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9bで示した2つの二等辺三角形は、図9a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9b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9b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/a05×b05=a15×b05...7となる。このように、図9b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9b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9b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14a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14b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14c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14d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。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。-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9a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9b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8c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。"