專利名稱：渦輪增壓柴油活塞式發(fā)動機和控制這種發(fā)動機的方法
技術領域：
本發(fā)明涉及一種控制根據(jù)專利權利要求1前序部分的活塞式發(fā)動機的方法。更特別地，涉及一種控制柴油內燃機的方法，在這種內燃機中，燃料直接噴射到燃燒室內以用于點火。本發(fā)明還涉及一種根據(jù)專利權利要求24前序部分的活塞式內燃機。
背景技術：
在用于重型車的標準的直接噴射柴油發(fā)動機中，即每個氣缸的工作容積在0.5和4升之間的柴油發(fā)動機中，發(fā)動機被控制以便在22barBMEP下最大氣缸壓力達到約180bar時發(fā)生燃燒。在這種發(fā)動機中，當內燃機在最大負荷下時，在約30度曲柄角角度，燃料被直接噴射到燃燒室。在最大負荷下，噴射通常開始于上止點之前的10-15度，并根據(jù)發(fā)動機操作點持續(xù)到止點之后約15-20度。所述類型的傳統(tǒng)內燃機裝配有具有達到約55-60％的渦輪圖效率的渦輪系統(tǒng)。該渦輪系統(tǒng)的最大增壓可達到約330kPa的絕對壓力。上述類型的傳統(tǒng)柴油發(fā)動機具有最高達約45-46％的熱效率。熱效率的意思是在燃燒過程中釋放的發(fā)動機能夠轉換成有用機械功的燃料內能的份額。
對于渦輪圖效率ηturbo，下面的關系是成立的ηturbo＝ηcompressor·ηturbine·ηmechanical，這里，ηcompressor是壓氣機級的效率，ηturbine是渦輪機的效率，而ηmechanical是渦輪機和壓氣機之間的動力傳送效率。壓氣機和渦輪機級的各自效率從通過測試產生的圖表中得到，可替代地，通過計算元件的非脈動的流動得出。渦輪圖效率為將渦輪機級和壓氣機級的效率值一起相乘得到的效率并將該結果與相關的機械效率相乘得出的效率，其中渦輪機級效率和壓氣機級效率從這種圖表中得出，用于設備被驅動的操作點。
近些年來，與柴油發(fā)動機的排放有關的法律，特別是涉及氮氧化物和顆粒物排放的法律已經更嚴厲了。當燃料在氣缸內燃燒時形成的氮氧化物的量取決于燃燒時的溫度和持續(xù)時間。高溫導致空氣中更多份額的氮氣轉換為氮氧化物。降低形成的氮氧化物的一種方式是降低燃燒的溫度。但是，降低燃燒溫度將帶來問題。在某些操作條件下，積碳顆粒的量將增加，由于這種原因，可導致內燃機在通行的排放法規(guī)下得不到批準。而且，當溫度降低后，內燃機的熱效率可能會減小。但是，在燃燒過程中形成的氮氧化物可被減少，因此通過位于排氣管內的催化反應室的排氣后處理被再次轉換為氮氣。但是，催化反應室的存在增加了排氣背壓。增加的排氣背壓將導致內燃機熱效率的降低。而且，對于內燃機在某些操作點產生的過量顆粒量，為了滿足通行的排放需要，減少積碳顆粒排放的需要使得所謂顆粒捕集器的使用成為了必需。顆粒捕集器也增加了排氣背壓并因此降低了內燃機的熱效率。
面對內燃機制造的一個問題是，就法律強加的關于積碳顆粒和氮氧化物最大容許排放水平的需要來說，事實是這樣的，即需要的容許排放水平是持續(xù)降低的。降低排放水平的需要意味著，首先，發(fā)動機不能在低燃料消耗實現(xiàn)最優(yōu)化，其次，需要降低排放的外圍設備，而該外圍設備促使了內燃機熱效率的降低。

發(fā)明內容
本發(fā)明的目的是提供一種控制內燃機的方法，通過這種方法，內燃機的熱效率可被提高，同時涉及氮氧化物和積碳顆粒排放的需要也可被持續(xù)地維持。
該目的通過專利權利要求1特征部分的方法來實現(xiàn)。
該目的通過這樣的事實來實現(xiàn)，即裝配到內燃機的低壓渦輪和高壓渦輪中的每一個都具有高于60％的渦輪圖效率，并且對于平均活塞速度大于6m/s和發(fā)動機負荷大于15bar BMEP的內燃機而言，氣體交換閥的控制機構被配置為能提供至少一個第一操作范圍，其中在所述第一范圍內的容積效率低于70％。
這種控制機構的效果在下文作詳細描述。
根據(jù)本發(fā)明的實施例，當內燃機負荷在5和30bar BMEP之間以及平均活塞速度在5和7.5m/s之間的操作范圍內時，裝配到所述燃燒室的氣體交換閥被這樣控制，以便能提供低于85％的最小氣體容積效率。氣體交換閥指的是進氣閥和排氣閥。這種控制受與通常為內燃機設置的各自的開啟和關閉時間有關的氣體交換閥開啟和關閉時間的變化的影響，其中開啟和關閉時間被設置以提供內燃機最大可能的氣體容積效率。進氣閥被控制以便提供較低的氣體容積效率的發(fā)動機通常指的是米勒(Miller)發(fā)動機。米勒發(fā)動機的概念在專利US 2670595中引出。根據(jù)本發(fā)明的另一實施例，容積效率根據(jù)內燃機負荷和內燃機的平均活塞速度而變化。容積效率被允許在45％和85％之間變化，這從圖1可清楚看出。根據(jù)該實施例的一個變形，進氣閥被提前關閉以便提供低的氣體容積效率。在現(xiàn)代標準發(fā)動機中，進氣閥的關閉發(fā)生在零氣門間隙直到在下止點之后的56度曲柄角處。這樣的效果是氣體容積效率通?？蛇_到至少90％。根據(jù)本發(fā)明，在使用固定凸輪輪廓的地方，在高負荷和高轉速(r.p.m.)下，使用下降到下止點之前30度曲柄角的進氣閥關閉時間(在零氣門間隙處)。也有可能使用電機控制的進氣閥和/或電機控制的排氣閥。相應地，與使用傳統(tǒng)的凸輪軸相比，具有電機閥控制的開啟和關閉過程通常更迅速。相對于使用傳統(tǒng)凸輪軸驅動的閥，這意味著開啟時間和關閉時間不得不被轉換。電機控制的閥的開啟時間和關閉時間在該情形下被這樣設置，以便在氣缸內腔中得到預期的充量密度或氣體容積效率。
氣體容積效率指的是供給的氣體量和燃燒室的體積之間的比值。如果使用廢氣再循環(huán)，即EGR，供給的氣體量包括供給氣體量和供給的空氣量的總和。在EGR不被使用時，供給氣體量僅僅包括供給的空氣量。
在裝配有一個或多個渦輪單元的內燃機中，內燃機可被控制以便區(qū)分氣缸內燃燒過程效率的優(yōu)先次序，或者通過分別使發(fā)動機的氣體容積效率最優(yōu)化或使燃燒過程和燃氣輪機過程之間最優(yōu)化而區(qū)分用于渦輪系統(tǒng)的燃氣輪機過程的優(yōu)先次序。氣缸內燃燒過程的效率通過使提供給燃燒過程的氣體量(它以摩擦力，熱傳遞和氣體交換功的形式影響附加損失(parasitic loss))最優(yōu)化而得到提高。氣體量由氣體容積效率(在示例性實施例中，通過改變進氣閥的關閉點來控制)控制。燃氣輪機過程通過控制流過發(fā)動機的氣體流量也得到了提升。對某一操作點的氣體容積效率的最優(yōu)選擇是這樣的，燃氣輪機過程和燃燒過程同時以高過程效率操作。氣體容積效率的最優(yōu)選擇主要取決于燃氣輪機過程的過程效率。燃氣輪機過程的過程效率越高，給定操作點的最優(yōu)氣體容積效率越低。使用非常有效的燃氣輪機過程(在具有中間冷卻和置后冷卻的串聯(lián)的兩級系統(tǒng)中具有至少70％的渦輪圖效率)，在所述操作點具有低于70％的最優(yōu)氣體容積效率對于重型柴油發(fā)動機是非常重要的。
流過發(fā)動機的氣體流量對于熱效率來說是重要的，這清楚地示于圖2和3中。通過在操作點之間改變氣體容積效率，過量空氣系數(shù)能夠被控制。對于具有給定渦輪配置的內燃機來說，事實是這樣的，即對于該渦輪系統(tǒng)的給定效率而言，對于給定預期的空燃比，存在有一個容積效率就熱效率來說使發(fā)動機最優(yōu)化。在圖2中，熱效率被顯示為過量空氣系數(shù)λ的函數(shù)，其用于包括一個第一低壓渦輪和一個設置在所述低壓渦輪下游的第二高壓渦輪的渦輪系統(tǒng)，其中形成該渦輪系統(tǒng)的高壓渦輪和低壓渦輪具有高達50％的效率。從該圖可以看出，在過量空氣系數(shù)小于1.8時，容積效率對于熱效率而言不那么重要了。對于過量空氣系數(shù)大于1.8時，事實將是這樣的，即在給定的過量空氣系數(shù)下較低的容積效率產生較低的熱效率。
在圖3中，熱效率被顯示為過量空氣系數(shù)的函數(shù)，其用于包括一個第一低壓壓氣機和一個設置在所述低壓渦輪下游的第二高壓壓氣機的渦輪系統(tǒng)，其中組成該渦輪系統(tǒng)的渦輪級具有高達70％的效率。從該圖可明顯看出，對于給定的過量空氣系數(shù)來說，較低的容積效率產生較高的熱效率。也就是說，當每一渦輪級的渦輪圖效率足夠高時，即根據(jù)第一實施例，該渦輪圖效率高于60％，根據(jù)第二優(yōu)選實施例，該渦輪圖效率高于65％，而根據(jù)第三優(yōu)選實施例，該渦輪圖效率高于70％，于是熱效率隨著容積效率的降低而增加。還可以看出，在低容積效率及通常過量空氣系數(shù)在1.7-2.1的范圍內時，熱效率是相對恒定的。另一方面，熱效率隨容積效率的增加而急劇下降。優(yōu)選地，在平均活塞速度為6.25m/s以及發(fā)動機負荷等于26bar BMEP時，可以保證容積效率低于70％，優(yōu)選地低于60％。
圖4-6示出了以制動燃油消耗率(BSFC)表示的熱效率作為進氣閥關閉時間的函數(shù)。該研究涉及設置有兩級增壓系統(tǒng)的內燃機。進氣閥通過具有固定凸輪輪廓的凸輪軸控制。如查使用電機控制進氣閥，由于這種閥具有較快的開啟和關閉過程，該閥門時間將需要被轉換以便在流過氣缸的氣流中得到預期的氣體容積效率。
從圖4-6可以看出，在進氣閥的關閉時間小于500度曲柄角時，BSFC急劇增加。這取決于氣體容積效率在該區(qū)域中越來越快的減小。
圖4展現(xiàn)了以制動燃油消耗率(BSFC)表示的熱效率作為進氣閥關閉時間的函數(shù)，其用于裝配有傳統(tǒng)效率達約56％的壓氣機/渦輪機對的傳統(tǒng)的兩級增壓系統(tǒng)的發(fā)動機。該發(fā)動機被設計用于根據(jù)本發(fā)明快速燃燒。在該情形中，可以看出熱效率受使用低容積效率的影響不是那么顯著。
圖5展現(xiàn)了熱效率表示為進氣閥關閉時間的函數(shù)，其用于裝配有提高的效率達約65％的壓氣機/渦輪機對的改進的兩級增壓系統(tǒng)的發(fā)動機。該發(fā)動機被設計用于根據(jù)本發(fā)明快速燃燒。在該情形中，可以看出對于λ值為1.9(實線)時，熱效率上升并在進氣閥的關閉時間在約515度曲柄角，即在下止點之前的25度曲柄角達到最佳值；對于λ值為2.1(短劃線)時，熱效率在進氣閥的關閉時間在約525度曲柄角，即在下止點之前的15度曲柄角達到最佳值；對于λ值為2.3(點線)時，熱效率在進氣閥的關閉時間在約535度曲柄角，即在下止點之前的5度曲柄角達到最佳值。當過量空氣系數(shù)λ提高時，這些最佳值將變得不那么清晰。
圖6展現(xiàn)了以制動燃油消耗率(BSFC)表示的熱效率作為進氣閥關閉時間的函數(shù)，其用于裝配有提高的效率達約70％的壓氣機/渦輪機對的傳統(tǒng)的兩級增壓系統(tǒng)的發(fā)動機。該發(fā)動機被設計用于根據(jù)本發(fā)明快速燃燒。在該情形中，可以看出對于λ值為1.9(實線)時，熱效率上升，即BSFC降低并在進氣閥的關閉時間在約505度曲柄角，即在下止點之前的35度曲柄角達到最佳值；對于λ值為2.1(短劃線)時，熱效率在進氣閥的關閉時間在約515度曲柄角，即在下止點之前的25度曲柄角達到最佳值；對于λ值為2.3(點線)時，熱效率在進氣閥的關閉時間在約525度曲柄角，即在下止點之前的15度曲柄角達到最佳值。在該情形中，進氣閥早期關閉的優(yōu)點似乎比使用每一級具有65％效率的渦輪配置的地方更明顯。而且，過量空氣系數(shù)λ＝2.3的曲線對于進氣閥的早期關閉持續(xù)展現(xiàn)出清晰的最佳值。
在先前已知的發(fā)動機設計中，米勒(Miller)概念被舍棄了，這是因為它不能對增加發(fā)動機的熱效率作出顯著貢獻。本發(fā)明的優(yōu)選實施例利用這樣一種不尋常的事實，即在使用快速燃燒的內燃機，即比噴射時間小于0.12度曲柄角/(bar x m/s)，連同兩級渦輪配置時，其中每一級包括機械效率高于60％，優(yōu)選高于65％，并且特別優(yōu)選地是達至少70％的渦輪機/壓氣機對，通過確保內燃機可在具有相對低的容積效率并且同時熱效率較高的操作范圍內實現(xiàn)增加的熱效率。
根據(jù)本發(fā)明的一個實施例，裝配到所述燃燒室的氣體交換閥被控制以便提供根據(jù)發(fā)動機的操作狀態(tài)而在45％和85％之間變化的容積效率。根據(jù)本發(fā)明的一個實施例，被使用的氣體交換閥的開啟和/或關閉過程是可調節(jié)的。
根據(jù)本發(fā)明的該實施例，依靠燃燒室進氣閥的關閉時間可保證內燃機的恰當空氣量，其中進氣閥關閉時間根據(jù)內燃機的操作狀態(tài)變化。根據(jù)該實施例的一個變形，對于平均活塞速度大于6m/s和發(fā)動機負荷大于15bar BEMP的內燃機來說，氣體交換閥被控制以便提供至少一第一操作范圍，其中在所述第一范圍內的容積效率低于70％。氣體容積效率的變化可通過提供電控氣閥，機械控制的具有可變凸輪輪廓的氣閥，或著由本領域技術人員公知的其它方式通過改變內燃機閥門的關閉時間來實現(xiàn)。
在下面的例子中，示出了合適的進氣閥的關閉時間，在那里，具有固定凸輪輪廓的凸輪軸被使用。該例子示出了為了得到良好的熱效率應如何選擇氣體容積效率。
根據(jù)第一示例性實施例，對于每一級具有65％的效率的渦輪配置，進氣閥的關閉被提前到下止點之前的30度曲柄角到下止點之后的20度曲柄角的范圍內。
簡言之，已經證明了，對于每級具有65％的效率的渦輪配置來說，當λ在2.1和2.3之間時，進氣閥應該優(yōu)選地在下止點之前的約10度曲柄角，即下止點之前的約20-0度曲柄角關閉，并且當λ等于1.9時，優(yōu)選地在下止點之前的約20度曲柄角，即下止點之前的約30-10度曲柄角關閉。
在每一渦輪單元具有70％的效率的渦輪配置中，情況是這樣的，即當λ在2.1和2.3之間時，進氣閥應該優(yōu)選地在下止點之前的約20度曲柄角，即下止點之前的約30-10度曲柄角關閉，并且優(yōu)選地在下止點之前的約30度曲柄角，即下止點之前的約40-20度曲柄角關閉。
在上述本發(fā)明的示例性實施例中，進氣閥的早期關閉導致了容積效率降到了85％以下。在某些操作情況下，對于內燃機的熱效率來說，容積效率將在低到48％時是最優(yōu)的。
還示出了，如果進氣閥的關閉根據(jù)上面的描述被提前，NOx的形成將降低。在圖4-6中，NOx的形成被示為進氣閥關閉時間的函數(shù)。由于較少的廢氣后處理，這也有助于熱效率的提高，該后處理本身增加了內燃機的負荷。
根據(jù)一個實施例，供給所述燃燒室的空氣和燃料被調節(jié)以便提供一大于1.9的過量空氣系數(shù)(λ)。通過使用比常規(guī)大一些的過量空氣系數(shù)，內燃機的熱效率增加了，同時積碳隨著被保持的NOx形成而減少了。
根據(jù)本發(fā)明的優(yōu)選變形，容積效率的降低通過進氣閥在下止點之前被關閉來實現(xiàn)。在這些情形中，當活塞從在進氣閥的關閉的時刻和下止點處的活塞位置移動時，容積效率在燃燒室內的空氣膨脹時將降低。該膨脹將引起燃燒室內的空氣某種程度的冷卻。反過來，冷卻的空氣有助減少在燃燒中形成的NOx的量。而且，施加在內燃機冷卻系統(tǒng)上的熱負荷降低了，這有助于較小的冷卻損失并因此增加發(fā)動機的熱效率。
根據(jù)本發(fā)明的一個實施例，產生低氣體容積效率的固定凸輪被使用。該固定的凸輪指機械控制的開啟和關閉裝置，其中開啟時間和關閉時間不能被改變。根據(jù)該實施例的一個變形，預期的容積效率通過在下止點之前關閉進氣閥而實現(xiàn)。這種發(fā)動機適于固定設備，其中發(fā)動機在一操作點處必須以良好的效率驅動。
根據(jù)本發(fā)明的一個實施例，氣體交換閥被使用，其開啟和/或關閉過程是可調節(jié)的。在該情形中，裝配到所述燃燒室的氣體交換閥被控制以便提供根據(jù)發(fā)動機的操作狀態(tài)而在45％和85％之間變化的容積效率。
根據(jù)本發(fā)明的該實施例，依靠燃燒室進氣閥的關閉時間可保證內燃機恰當?shù)目諝饬浚渲羞M氣閥關閉時間根據(jù)內燃機的操作狀態(tài)變化。根據(jù)該實施例的一個變形，對于平均活塞速度大于6m/s和發(fā)動機負荷大于15bar BEMP的內燃機來說，氣體交換閥被控制以便提供至少一第一操作范圍，其中在所述第一范圍內的容積效率低于70％。氣體容積效率的變化可通過提供電控氣閥，機械控制的具有可變凸輪輪廓的氣閥，或著由本領域技術人員公知的其它方式通過改變內燃機閥門的關閉時間來實現(xiàn)。
這種變形優(yōu)選地這樣實現(xiàn)，即進氣閥的關閉時間隨著發(fā)動機負荷和轉速的增加而提前。關閉時間的變化如何執(zhí)行的一個例子示于圖7中。在該示例性實施例中，在所有操作點處最早可能的關閉發(fā)生在發(fā)動機轉速為1500r.p.m.時。關閉點被設定在520度曲柄角。通常，關閉點被設定在596度曲柄角。當發(fā)動機轉速為1250r.p.m.時，520度曲柄角的關閉點被用于全負荷和相當于75％全負荷的部分負荷。對于相當于50％全負荷的部分負荷而言，550度曲柄角的關閉點被使用，而對于相當于25％全負荷的部分負荷而言，596度曲柄角的關閉點被使用。當發(fā)動機轉速為1000r.p.m.時，540度曲柄角的關閉點被用于全負荷。對于相當于75％全負荷的部分負荷而言，550度曲柄角的關閉點被使用。對于相當于50％和25％全負荷的部分負荷而言，596度曲柄角的關閉點被使用。根據(jù)該實施例，使用關閉點的變化以便確保內燃機的燃燒室在變化的操作狀態(tài)下被給定恰當?shù)目諝饬俊Ｔ鰤合到y(tǒng)可因此被更自由地控制以便確保增壓系統(tǒng)在能允許該增壓系統(tǒng)良好效率的操作狀態(tài)下工作。進氣閥在低負荷和低發(fā)動機轉速下保持開啟一段較長的時間這一事實意味著內燃機在該工作范圍內可獲得非常好的瞬態(tài)響應。在本申請中，關閉點被標記了尺寸以便在四沖程內燃機的進氣階段與進氣閥的開度有關的上止點位于360°處。隨后的下止點位于540°處。
在傳統(tǒng)的柴油內燃機中，噴射不得不被提前啟動，即在上止點之前的10-15度曲柄角時被啟動，這是為了確保足夠量的燃料在上止點之前被供給，從而減輕由于噴射到膨脹的并因此冷卻的燃燒室而引起的不利影響。這種不利影響的例子有減小的熱效率和增加的積碳。而且，在傳統(tǒng)的柴油內燃機中，噴射持續(xù)到上止點之后的15-20度曲柄角。緩慢燃燒導致許多熱量疏散到內燃機的冷卻系統(tǒng)，從而引起內燃機熱效率的降低。而且，在緩慢燃燒中，絕大多數(shù)熱廢氣被排出，從而也對熱效率的降低作出了貢獻。相對于已知的直接噴射的柴油內燃機，噴射時間的顯著縮短確保了與長噴射時間有關的問題的減少并且發(fā)動機的熱效率也因此增加了。根據(jù)本發(fā)明的一個實施例，當內燃機上的負荷大于7bar BMEP時，燃料從所述比噴射時間小于0.12度曲柄角/(bar xm/s)的噴射裝置噴射。
比噴射時間是不依賴于發(fā)動機尺寸的噴射時間長度的度量。比噴射時間(spec)借助以曲柄角度為單位的噴射時間(inj)的幫助來計算，平均有效壓力(BMEP)以巴(bar)為單位，平均活塞速度(Vp)以m/s為單位 BMEP按以下限定BMEP=Tbrake·4πV·10-5[bar]]]>其中Tbrake構成了以Nm為單位測量的曲柄軸處制動扭矩，而V構成了以m3為單位的體積。因此BMEP是不依賴于發(fā)動機尺寸的，在包括進氣階段、壓縮階段、膨脹階段以及排氣階段的全部循環(huán)過程中的，被傳遞的曲柄軸扭矩的平均值。
噴射時間的長度被定義為關于開啟和關閉兩側的50％針閥升程之間的曲柄角度的間距。在圖8中，概略的示出了一個圖表，該圖表顯示的是針閥升程作為曲柄角的函數(shù)。描繪噴射閥的開啟的側邊O和描繪噴射閥的關閉的側邊C相對地都比較陡。通常在開啟階段中有一個小的突起Os，這取決于噴射閥的彈性特性。在開啟開始之前，可能出現(xiàn)從零位置處偏移的某一小偏差B。而且，由于噴射閥是不確定的，可能引起關閉階段的瞬時反沖現(xiàn)象R。為了消除確定噴射時間的困難，根據(jù)上面的描述，噴射時間應被確定在關于開啟側邊O和關閉側邊C的50％針閥升程之間的曲柄角度的距離D。
本發(fā)明使用相對高負荷和高r.p.m下的短的比噴射時間。比噴射時間的閾值被選定為0.12度曲柄角/(bar x m/s)以便在22bar BMEP和平均活塞速度為7.5m/s時，以曲柄角度測量的噴射時間將小于18度曲柄角。
圖9a-9d示出了多個操作情況的噴射時間的測量。
在本發(fā)明的研制過程中，研究表明關于內燃機熱效率的特別有利的效果是在較高的BMEP下獲得的。在本發(fā)明的優(yōu)選實施例中，所述的標準被作出了某種修改，以便在發(fā)動機負荷大于12BMEP并且特別是在負荷大于18BMEP時使比噴射時間達到小于0.095度曲柄角/(bar xm/s)和0.09度曲柄角/(bar x m/s)。比噴射時間作為具有一系列平均活塞速度的內燃機上的負荷的例子示于圖10中。
根據(jù)本發(fā)明的一個實施例，燃料供給開始在上止點之前的10度曲柄角和上止點之后的1度曲柄角的范圍內。記錄在圖11中的計算示出了熱效率在很大程度上取決于噴射的起始點。噴射優(yōu)選地發(fā)生在上止點之前的8度曲柄角和上止點之間。通過提供根據(jù)上面提出的噴射時間的起始點，可確保由于熱傳遞和摩擦引起的附加損失的減少。噴射持續(xù)時間對于燃料消耗還具有顯著的影響。
內燃機通過包括具有中間冷卻的低壓渦輪和高壓渦輪的渦輪系統(tǒng)來增壓。根據(jù)第六實施例的第一變形，在該渦輪系統(tǒng)中高壓渦輪和低壓渦輪具有高于60％的效率。在第二變形中，所述效率高于65％。在第三變形中，所述效率高于70％。渦輪圖效率為約70％的渦輪系統(tǒng)結合圖12-15來描述。該渦輪系統(tǒng)包括具有中間冷卻的低壓渦輪和高壓渦輪。計算已經表明了當渦輪圖效率增加一個百分點時，快速燃燒與進氣閥的可變關閉時間一起，將導致內燃機的熱效率升高0.15個百分點。在使用傳統(tǒng)控制的發(fā)動機的地方，當渦輪圖效率增加一個百分點時，熱效率只能增加0.05個百分點。這種對熱效率提高的較低貢獻在歷史上意味著單級渦輪中的壓氣機部分的效率在過去的25年里只提高了少數(shù)幾個百分點。在用于卡車的已知商業(yè)可用的渦輪壓氣機中，其效率從1977年的約77％提高到了2000年的約79％。很簡單，效率的進一步提高不再值得作出了。在結合圖12-15描述的新的渦輪系統(tǒng)中，低壓壓氣機和高壓壓氣機具有約83％的效率。
為了進一步提高熱效率，排氣導管，渦輪外殼和排氣歧管，即那些顯然被排氣加熱的所有部件都被設置了絕熱涂層。這將導致傳遞給排氣導管的熱量減少，從而允許更多份額的熱量在增壓系統(tǒng)中被回收。
為了進一步提高熱效率，向所述燃燒室的空氣和燃料供給可被調節(jié)以便在大于8*BMEP bar的燃燒過程中可允許最大的氣缸壓力。在一優(yōu)選實施例中，向所述燃燒室的空氣和燃料供給可被調節(jié)以便在大于9*BMEP bar的燃燒過程中可允許最大的氣缸壓力，并且在另一個變形中，向所述燃燒室的空氣和燃料供給可被調節(jié)以便在大于10*BMEP bar的燃燒過程中可允許最大的氣缸壓力。
本發(fā)明可通過各種實施例和變形的組合而被改變。
本發(fā)明還涉及一種使用上述原理的內燃機。本發(fā)明以權利要求24的特征部分的內燃機顯示。
本發(fā)明的實施例顯示在附加的專利權利要求25-48中。


本發(fā)明的實施例將通過結合所附的附圖來描述，其中這些附圖為圖1示出了最佳容積效率作為發(fā)動機負荷的函數(shù)，圖2示出了熱效率作為過量空氣系數(shù)的函數(shù)，用于每一級渦輪具有達50％渦輪圖效率的渦輪系統(tǒng)，圖3示出了熱效率作為過量空氣系數(shù)的函數(shù)，用于每一級渦輪具有達70％渦輪圖效率的渦輪系統(tǒng)，圖4示出了熱效率表示為進氣閥的關閉時間的函數(shù)，用于具有傳統(tǒng)的兩級增壓系統(tǒng)的發(fā)動機，圖5示出了熱效率表示為進氣閥的關閉時間的函數(shù)，用于裝配有具有達約65％的提高的渦輪圖效率的兩級增壓系統(tǒng)的發(fā)動機，圖6示出了熱效率表示為進氣閥的關閉時間的函數(shù)，用于裝配有具有達約70％的提高的渦輪圖效率的兩級增壓系統(tǒng)的發(fā)動機，圖7示出了進氣閥關閉時間的變形如何執(zhí)行的例子，圖8以圖表示出了在噴射器中針閥的升程作為曲柄角度的函數(shù)，圖9a-d示出了對于多個操作情況下針閥作為曲柄角度函數(shù)的測量，圖10示出了比噴射時間作為一系列平均活塞速度的內燃機的BMEP的函數(shù)，圖11示出了熱效率與噴射起始點和持續(xù)時間的依賴性，圖12以圖解示出了具有兩級渦輪增壓系統(tǒng)的內燃機，
圖13是形成渦輪增壓系統(tǒng)的兩個渦輪增壓器級的縱剖面圖，圖14是用在渦輪增壓器系統(tǒng)中的壓氣機葉輪的部分斷開平面圖，圖15是高壓渦輪機的渦輪葉輪平面圖，圖16以圖解示出了一被控制以便得到良好熱效率的內燃機。
具體實施例方式
圖16以圖解方式描繪了一種內燃機，其被控制用來獲得良好的熱效率。該內燃機51是活塞式內燃機并且其包括一組燃燒室，每一燃燒室由一氣缸52形成，在每一氣缸內有一可移動設置的活塞53，該活塞通過連桿55連接到曲柄軸54。燃燒室配備有一噴射裝置56，其被設計用于將燃料直接噴射入所述燃燒室。對于內燃機在其發(fā)動機負荷大于6巴(bar)BMEP而平均活塞速度大于6m/s的情況下，噴射裝置被設計為在一操作范圍內提供小于0.12度曲柄角/(bar x m/s)的比噴射時間。
為此，噴射裝置包括一個噴嘴，其允許比噴射時間小于0.12度曲柄角/(bar x m/s)。對于每個氣缸的體積為2升(1)的內燃機而言，優(yōu)選地使用具有比傳統(tǒng)噴射器的孔面積大一些的噴射器。而且，理想的是，調節(jié)噴射裝置以便以米/秒為單位測量的噴射速度保持與傳統(tǒng)的噴射器大體上相同。對于每一氣缸的體積為2升(1)的發(fā)動機而言，噴射器的流量系數(shù)大于2.51/min。對于能允許快速噴射時間的噴射裝置的配置，可參見US 5302745和US 6349706，它們的描述被合并在本文獻中。用于實現(xiàn)所期望的比噴射時間的噴射器凸輪和噴嘴的配置是本領域技術人員所熟悉的。
每一氣缸室52配備有至少一個進氣閥57和排氣閥58。這些閥優(yōu)選地這樣設置，以便它們允許內燃機可在上述的低容積效率下操作。為此，進氣閥和/或排氣閥可裝配固定的凸輪，該凸輪在固定的操作狀態(tài)中允許最佳的低容積效率。當發(fā)動機用在具有恒定負荷的設備中時，這是可能的。當發(fā)動機被用在具有可變負荷的設備中時，優(yōu)選地使用閥動器59，60，它們允許進氣閥和/或排氣閥的開啟和關閉可以調節(jié)。氣體交換閥的開啟和關閉的可調節(jié)本身是預先公知的。用于實現(xiàn)閥的可變化的開啟和/或關閉的裝置的例子在US 6257190，US 6053134，US5537961，US 5103779中給出了，它們的描述被合并到本文獻中。
為了分別調節(jié)進氣閥57和排氣閥58的開啟和/或閉合，設置了一控制單元61。該控制單元61與相應的閥動器59，60相連接以用于調節(jié)開啟和關閉時間?？刂茊卧ǖ谝槐憩F(xiàn)形式，其中所期望的容積效率表示為發(fā)動機負荷和平均活塞速度的函數(shù)。該表現(xiàn)形式可配置為矩陣形式并且表現(xiàn)為與圖1相似的圖表。存儲在矩陣中的測量值是基于試驗臺測量的，其中用于獲得最大熱效率的最佳容積效率同時也滿足通行的排放要求。該矩陣被存儲為一數(shù)據(jù)庫62，其中所期望的容積效率η通過以發(fā)動機轉速n和發(fā)動機負荷形式的輸入數(shù)據(jù)給出，例如以BMEP表示。發(fā)動機的轉速信息通過已知的方式獲得，例如通過感應拾取，其檢測安裝在曲柄軸上的大齒輪的嵌齒的通過。發(fā)動機負荷信息可通過例如與所噴射的燃料量有關的數(shù)據(jù)或者通過直接測量扭矩傳遞器來獲得。還具有與所期望的過量空氣系數(shù)有關的信息，或者，在適當?shù)牡胤剑谕牡刃н^量空氣系數(shù)，在那里，內燃機配備有廢氣再循環(huán)裝置。等效過量空氣系數(shù)閥的意思是氣缸內的空氣和再循環(huán)廢氣的特定質量與能允許化學計量燃燒的空氣質量的比值。該信息被存儲為與期望的空氣過剩有關的代表13，并且其作為負荷和發(fā)動機轉速的函數(shù)。根據(jù)期望的容積效率信息，或者在EGR被使用的場合，根據(jù)等效過量空氣系數(shù)的信息，氣體交換閥59，60的開啟時間和關閉時間產生在第三代表64中。根據(jù)本發(fā)明的一個實施例，代表62-64可簡單地表示為單個的表現(xiàn)形式，其中進氣閥的關閉時間表示為發(fā)動機負荷和發(fā)動機轉速的函數(shù)。這種表現(xiàn)形式的一種例子示于圖7中。
根據(jù)本發(fā)明的一個使用增壓系統(tǒng)的實施例，將在下文作詳細描述。該增壓系統(tǒng)的目的在于，首先，容積在約6升和約20升之間的柴油機，其被優(yōu)選地用于重型車輛，例如卡車，公共汽車以及施工機械。該增壓系統(tǒng)具有的特征在于，它提供了比當前系統(tǒng)更高效率的增壓。這種增壓在具有兩個串聯(lián)的，帶有中間冷卻的徑向式兩級壓氣機中實現(xiàn)。第一壓氣機級，指的是低壓壓氣機，它由徑流式低壓渦輪驅動。第二壓氣機級，為高壓壓氣機，由徑流式高壓渦輪驅動。
圖12示出了具有六個發(fā)動機氣缸11的發(fā)動機體10，這些氣缸通過傳統(tǒng)方式與一進氣岐管12和兩個分開的排氣岐管13，14連接。該兩排氣岐管中的每一個接收來自三個發(fā)動機氣缸的廢氣。這些廢氣通過分開的管15，16引導到高壓渦輪單元18中的渦輪17，該高壓渦輪單元18包括一與渦輪17共軸安裝的壓氣機19。
廢氣向前引導通過導管20直到低壓渦輪單元22中的渦輪21，該低壓渦輪單元22包括一與渦輪21共軸安裝的壓氣機23。廢氣最后向前引導通過導管24直到發(fā)動機的排氣系統(tǒng)，該排氣系統(tǒng)可包括用于廢氣后處理的單元。
過濾后的吸入空氣被允許通過導管25而進入發(fā)動機以及被引導進入低壓渦輪單元22的壓氣機23中。導管26引導吸入空氣向前通過第一中冷器27到高壓渦輪單元18的壓氣機19。在具有中間冷卻的兩級增壓后，吸入空氣被引導向前穿過導管28到第二中冷器29，隨后吸入空氣經導管30而到達進氣岐管12。
根據(jù)該實施例的渦輪增壓系統(tǒng)更詳細的示于圖13中，其示出了通往高壓渦輪17的雙重的蝸管入口15，16，每一蝸管入口通過入口導軌17a將氣流提供給一半的渦輪。高壓渦輪17是徑流式的并且其通過短的中間導管20連接到低壓渦輪21，由于低壓渦輪是軸流式的，因此這是有用的。該短的流動路徑使渦輪機級之間的壓力損失最小化了。
高壓渦輪17與高壓壓氣機19一起安裝在軸31上。相應地，低壓渦輪21和低壓壓氣機23一起安裝在軸32上。兩個渦輪單元18，22基本上沿同一縱軸定位。中間導管20配備有密封33，其通過允許在軸向和徑向上的一定移動性來防止安裝張力和滲漏，該移動性吸收熱應力和安裝的一些缺陷。
軸流式低壓渦輪機設置有入口導軌34，為實現(xiàn)最大效率，該導軌被配置為使靠近渦輪中心部分的運轉最優(yōu)化(所謂的“復合傾斜(compound lean)”配置有一導軌，該導軌輪廓的重心位于一曲線上，其目的在于將運轉分布在渦輪機級上以便朝向渦輪葉片的中心最優(yōu)化，在那里，邊緣效應和損失最小)。該低壓壓氣機是徑向式的，其葉片配備有較大的后掠角，這將在下面參照圖14作詳細描述。高壓壓氣機19同樣也是徑向式的，它的葉片可以與低壓壓氣機23相應的方式而方便地形成后掠角。
從圖14可以看出，葉片35的假想延長線和線36(以點劃線示出)之間的葉片角βb2為至少約40度，有利地為至少約45-55度，其中，葉片35的假想延長線沿著根部截面和頂端截面之間的中心線在出口切線方向上延伸，而線36將壓氣機葉輪的中心軸線連接到葉片的外點。市場上所能提供的渦輪壓氣機具有的葉片角βb2在約25和約35度之間。在測試根據(jù)該實施例的渦輪增壓系統(tǒng)中，已經證明了將葉片角增加到至少約40度是有利的。這種增加葉片角的效果主要在于對于給定的壓力比，相關渦輪的壓氣機葉輪以較高速度旋轉。速度的增加意味著渦輪葉輪的直徑，以及因此的質量慣性矩可被減少。作為次要影響，由于質量慣性矩的減小意味著渦輪葉輪可更容易地加速到它的有效速度范圍，發(fā)動機的瞬態(tài)響應也提高了。此外，壓氣機的效率提高了，特別是由于沿著葉片的壓力側和吸力側的流動之間的速度偏差減小了，將引起較少的二次流動以及較低的損失，并且由于轉子出口中流速的降低，將引起隨后的擴壓件中較低的損失。
兩個壓氣機在各自的壓氣機葉輪的下游都設置有導軌以便使壓力的建立的最優(yōu)化。該擴壓件最好是LSA(低稠度翼面)型的，它表示具有空氣動力學構造的葉片的擴壓件，該擴壓件的長度與葉片之間的距離(間距)的比在0.75和1.5之間。
出口擴壓件37設置在低壓渦輪21之后以用于恢復離開渦輪的動態(tài)壓力。該擴壓件展開通向排氣收集器38中，該收集器將廢氣引導出來到達排氣管24。該擴壓件被設計為具有軸向入口和實際上為徑向出口的環(huán)形導管。擴壓件的外部導管由法蘭37a封閉以便防止由于來自隨后的收集器中的再循環(huán)氣體的干擾而引起的流出。法蘭37a可非對稱地設置以減少收集器的尺寸。法蘭的最大徑向高度直接位于排氣收集器38的出口的前面并且其最小的徑向高度位于直徑相對側。
用于驅動高壓壓氣機19的高壓渦輪17示于圖15中，它是徑流式的，并具有一相對高速旋轉的渦輪葉輪，該渦輪葉輪具有較小的直徑。這使得有可能避免在渦輪葉輪輪轂40中的那些類型的凹進部分39，該輪轂通常用于現(xiàn)有技術的這種類型的渦輪中(所謂的“加工成扇形缺口”)。在圖15中，這些凹進部分39以劃線示出，僅僅是為了示出現(xiàn)有技術。消除這些凹進部分的結果是，渦輪葉輪能更有效地操作以用于更高的整體效率。
渦輪在每一葉輪的上游具有入口導軌以用于最優(yōu)化葉輪上的流動。這種包括一徑流式的高壓和軸流式的低壓渦輪的裝置，意味著渦輪機級之間的流動損失可通過一短的中間導管最小化。高壓渦輪已被設置了一雙蝸管入口以使得來自柴油發(fā)動機廢氣的能量利用最優(yōu)化。但是，該實施例的變形，也可被用在具有單個，兩個和多個入口的傳統(tǒng)入口中。
為了產生適合于具有6-20升容積的柴油發(fā)動機的壓力，絕對壓力大約為4-6巴，每一壓氣機僅需要將壓力增加到入口壓力的2-2.5倍，并且因此被最優(yōu)化用于比通常的單級壓氣機低的壓力比。
上述渦輪增壓系統(tǒng)可被有利地用于具有所謂米勒(Miller)功能性的四沖程柴油發(fā)動機中，這意味著一些有效的壓縮被移動到氣缸的外部而到達渦輪壓氣機，并且隨后在中冷器中冷卻，因此空氣體積的溫度降低了，這在氣缸內產生了更有效的熱動力學過程以及較低的廢氣排放，例如氮氧化物(NOx)。
該渦輪增壓系統(tǒng)還可被用于具有“長路徑EGR”(Long RouteEGR)型廢氣再循環(huán)的發(fā)動機，即廢氣可在低壓渦輪21的出口之后被移動并且在低壓壓氣機的入口之前再循環(huán)到發(fā)動機的入口側。
為了減少來自內燃機的排放，內燃機可配備用于催化還原廢氣的裝置，與EGR相組合也是可能的?，F(xiàn)有技術中用于選擇性催化還原氮氧化物的一個例子在文獻US 6063350中給出了，它的描述被合并到本申請中。
內燃機還可配備用于降低來自內燃機積碳排放的顆粒過濾器。與使用根據(jù)本發(fā)明的發(fā)動機控制機構的發(fā)動機一起使用的顆粒過濾器的一個例子在文獻US 4902487中給出，其描述被合并到本申請。
本發(fā)明不應被認為現(xiàn)定于上述實施例，而是可在下面的專利權利要求的范圍內自由變化。
權利要求
1.一種控制柴油活塞式發(fā)動機的方法，該發(fā)動機包括至少一個由氣缸(52)和在每一氣缸內可移動設置的活塞(53)形成的燃燒室，該活塞(53)連接到曲柄軸(54)，噴射裝置(56)，其被設計以用于將燃料直接噴射到所述燃燒室內，以及渦輪系統(tǒng)，該渦輪系統(tǒng)包括低壓渦輪(22)和設置在所述低壓渦輪(22)下游的高壓渦輪(18)，其特征在于，所述低壓渦輪(22)和高壓渦輪(18)每個都具有高于60％的渦輪圖效率，并且氣體交換閥的控制機構被配置為向平均活塞速度大于6m/s和發(fā)動機負荷大于15bar BMEP的內燃機提供至少一個第一操作范圍，其中在所述第一范圍內的容積效率低于70％。
2.如權利要求1所述的方法，其特征在于，所述低壓渦輪(22)和高壓渦輪(18)每個都具有高于65％的渦輪圖效率。
3.如權利要求1所述的方法，其特征在于，所述低壓渦輪(22)和高壓渦輪(18)每個都具有高于70％的渦輪圖效率。
4.如權利要求1-3中任意一項所述的方法，其特征在于，裝配到所述燃燒室的氣體交換閥(57，58)被這樣控制，以便在內燃機負荷在5和30bar BMEP之間以及平均活塞速度在5和7.5m/s之間的操作范圍內，提供低于85％的容積效率。
5.如權利要求4所述的方法，其特征在于，裝配到所述燃燒室的氣體交換閥(57，58)被控制以便提供根據(jù)發(fā)動機的操作狀態(tài)而在45％和85％之間變化的容積效率。
6.如權利要求1-5中任意一項所述的方法，其特征在于，裝配到所述燃燒室的進氣閥(57)的關閉根據(jù)內燃機的操作狀態(tài)變化。
7.如權利要求1-6中任意一項所述的方法，其特征在于，裝配到所述燃燒室的進氣閥(57)在對于內燃機可產生最大容積效率的關閉時間之前或之后關閉。
8.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，在內燃機的發(fā)動機負荷大于7bar BMEP的操作范圍內時，來自所述噴射裝置(56)的燃料的噴射具有小于0.12，優(yōu)選地小于0.1度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
9.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，在內燃機的發(fā)動機負荷大于12bar BMEP的操作范圍內時，來自所述噴射裝置(56)的燃料的噴射具有小于0.095度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
10.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，在內燃機的平均活塞速度大于6m/s的操作范圍內時，來自所述噴射裝置(56)的燃料的噴射具有小于0.095度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
11.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，在內燃機的發(fā)動機負荷大于18bar BMEP的操作范圍內時，來自所述噴射裝置(56)的燃料的噴射具有小于0.09度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
12.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，提供給所述燃燒室的空氣和燃料被調節(jié)以便當發(fā)動機負荷在18-30bar BMEP的范圍內時提供范圍在1.7-2.05之內的等效過量空氣系數(shù)(λ)。
13.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，燃料供給開始于上止點之前的0至10度，優(yōu)選在2.5-7.5度曲柄角之間范圍內。
14.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，噴射裝置(46)的最大噴射壓力大于1600bar。
15.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，最高針閥開啟壓力NOP和最大噴射壓力maxIP之間的比值大于0.7，即NOP/maxIP＞0.7。
16.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，噴射通過具有多于6個孔的噴嘴實現(xiàn)。
17.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，中冷器(27)設置在所述低壓渦輪和高壓渦輪之間。
18.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，來自所述燃燒室中的燃燒過程的廢氣穿過至少部分絕熱的排氣導管。
19.如前述任意一項權利要求所述的方法，其特征在于，給所述燃燒室的空氣和燃料供給被調節(jié)以允許燃燒過程中的最大氣缸壓力大于8*BMEP。
20.如權利要求21所述的方法，其特征在于，給所述燃燒室的空氣和燃料供給被調節(jié)以允許燃燒過程中的最大氣缸壓力大于9*BMEP。
21.如權利要求22所述的方法，其特征在于，給所述燃燒室的空氣和燃料供給被調節(jié)以允許燃燒過程中的最大氣缸壓力大于10*BMEP。
22.一種柴油活塞式發(fā)動機，包括至少一個由氣缸(52)和在每一氣缸內可移動設置的活塞(53)形成的燃燒室，該活塞(53)連接到曲柄軸(54)，噴射裝置(56)，其被設計用于將燃料直接噴射到所述燃燒室內，以及渦輪系統(tǒng)，該渦輪系統(tǒng)包括低壓渦輪(22)和設置在所述低壓渦輪(22)下游的高壓渦輪(18)，其特征在于，所述低壓渦輪(22)和高壓渦輪(18)每個都具有高于60％的渦輪圖效率，并且氣體交換閥(57，58)的控制機構被配置為向平均活塞速度大于6m/s和發(fā)動機負荷大于15bar BMEP的內燃機提供至少一個第一操作范圍，其中在所述第一范圍內的容積效率低于70％。
23.如權利要求22所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，所述低壓渦輪(22)和高壓渦輪(18)每個都具有高于65％的渦輪圖效率。
24.如權利要求22所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，所述低壓渦輪(22)和高壓渦輪(18)每個都具有高于70％的渦輪圖效率。
25.如權利要求22-24中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，裝配到所述燃燒室的氣體交換閥(57，58)被設計成這樣控制，以便在內燃機負荷在5和30bar BMEP之間以及平均活塞速度在5和7.5m/s之間的操作范圍內，提供低于85％的容積效率。
26.如權利要求25所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，裝配到所述燃燒室的氣體交換閥(57，58)設計為被控制以便提供根據(jù)發(fā)動機的操作狀態(tài)而在45％和85％之間變化的容積效率。
27.如權利要求22-26中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，裝配到所述燃燒室的進氣閥(57)的關閉被設計為根據(jù)內燃機的操作狀態(tài)變化。
28.權利要求22-27中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，裝配到所述燃燒室的進氣閥(57)被設計為在內燃機的最佳容積效率之前或之后關閉。
29.權利要求22-28中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，裝配到所述燃燒室的進氣閥(57)被設計為在下止點之前或之后關閉。
30.權利要求22-29中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，裝配到所述燃燒室的進氣閥(57)的關閉時間根據(jù)內燃機的操作狀態(tài)改變。
31.權利要求22-30中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，在內燃機的發(fā)動機負荷大于7bar BMEP的操作范圍內時，所述噴射裝置(56)被設計為具有小于0.12，優(yōu)選小于0.1度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
32.權利要求22-31中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，在內燃機的發(fā)動機負荷大于12bar BMEP的操作范圍內時，所述噴射裝置(56)被設計為具有小于0.095度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
33.權利要求22-32中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，在內燃機的平均活塞速度大于6m/s的操作范圍內時，所述噴射裝置(56)被設計為具有小于0.095度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
34.權利要求22-33中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，在內燃機的發(fā)動機負荷大于18bar BMEP的操作范圍內時，所述噴射裝置(56)被設計為具有小于0.09度曲柄角/(bar×m/s)的比噴射時間。
35.權利要求22-34中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，給所述燃燒室的空氣和燃料供給被調節(jié)以便在發(fā)動機負荷在18-30bar BMEP的范圍內時提供范圍在1.7-2.05的等效過量空氣系數(shù)(λ)。
36.權利要求22-35中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，所述噴射裝置(56)被設計為在上止點之前的0至10度范圍內，優(yōu)選在2.5和7.5度之間的曲柄角開始燃料供給。
37.權利要求22-36中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，噴射裝置(56)被設計為提供大于1600bar的最大噴射壓力。
38.權利要求22-37中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，噴射裝置(56)被設計為提供的針閥開啟壓力NOP和最大噴射壓力maxIP之間的比值大于0.7，即NOP/maxIP＞0.7。
39.權利要求34-38中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，在所述低壓渦輪(22)和高壓渦輪(18)之間設置有一中冷器(27)。
40.權利要求22-39中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，至少部分絕熱的排氣導管與裝配到所述燃燒室的排氣口相連。
41.權利要求22-40中任意一項所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，給所述燃燒室的空氣和燃料供給被調節(jié)以允許燃燒過程中的最大氣缸壓力大于8*BMEP。
42.權利要求41所述的活塞式發(fā)動機，給所述燃燒室的空氣和燃料供給被調節(jié)以允許燃燒過程中的最大氣缸壓力大于9*BMEP。
43.權利要求42所述的活塞式發(fā)動機，其特征在于，給所述燃燒室的空氣和燃料供給被調節(jié)以允許燃燒過程中的最大氣缸壓力大于10*BMEP。
全文摘要
一種活塞式發(fā)動機和控制柴油活塞式發(fā)動機的方法，該發(fā)動機包括至少一個由氣缸和在每一氣缸內一可移動設置的活塞形成的燃燒室，該活塞連接到一曲柄軸，一噴射裝置，其被設計為用于將燃料直接噴射到所述燃燒室內，以及渦輪系統(tǒng)，其包括一低壓渦輪和一高壓渦輪。本發(fā)明的目的是提供一種方法和發(fā)動機，通過該發(fā)動機，內燃機的熱效率可被提高，同時涉及氮氧化物和積炭顆粒排放的需求得到了持續(xù)的維持。
文檔編號F02D41/40GK1791741SQ200480013223
公開日2006年6月21日 申請日期2004年5月14日 優(yōu)先權日2003年5月15日
發(fā)明者烏爾里克·戈貝特, 拉爾斯·松丁, 馬格努斯·伊辛, 丹尼爾·格倫迪茨, 佩爾·安德松, 肯特·伊塞爾莫, 塞巴斯蒂安·克勞舍 申請人:沃爾沃拉斯特瓦格納公司