柴油發動機的製作方法

2023-08-04 18:19:36 2

本發明涉及通過自點火使從噴射裝置噴射至燃燒室的燃料燃燒的柴油發動機。

背景技術：

以往，為使柴油發動機的燃燒形態更為恰當，進行了各種研究，作為其中之一，已知有推定噴射至汽缸內的燃料的點火延遲（從燃料被噴射起到點燃為止的時間），並基於推定的點火延遲控制噴射系統的技術。

例如，下述專利文獻1中公開了在柴油發動機中，將基於進氣量、EGR氣體量、燃料噴射量、進氣溫度・壓力等計算得到的實際點火延遲與根據發動機轉速及燃料噴射量利用映射圖求得的基準運行時的點火延遲（基準點火延遲）進行比較，並基於兩者的差值修正燃料噴射正時。

現有技術文獻：

專利文獻：

專利文獻1：日本特開2012-87743號公報。

技術實現要素：

發明要解決的問題：

在這裡，尤其在車載用柴油發動機中，需要充分考慮冷狀態時的燃燒穩定性（點火性）等實用上的問題，因此通常將壓縮比設定為比較高的值。例如，現在市售的柴油發動機大多數幾何壓縮比在16以上。在這樣的傳統型柴油發動機中，即使像上述專利文獻1那樣精細地控制噴射正時，只要柴油發動機未採用特有的高度排氣淨化系統，就難以應對近年來越發嚴格的排氣限制。尤其，在傳統型柴油發動機中，壓縮比高導致的燃燒溫度的上升造成NOx的產生，因此需要設置例如利用尿素水等還原NOx的昂貴的NOx催化器，這是增加柴油發動機製造成本的原因之一。

本發明鑑於以上的情況而形成，目的在於提供一種無需NOx催化器且燃燒穩定性優異的柴油發動機。

解決問題的手段：

為解決上述問題，本申請的第一發明是通過自點火使從噴射裝置噴射至燃燒室的燃料燃燒的柴油發動機，具備：能旋轉地設置於排氣通路的渦輪；以能夠與渦輪聯動地旋轉的形式設置於進氣通路的壓縮機；以及，包括為了控制與渦輪碰撞的排氣的流速而能變更角度地設置於渦輪周圍的多個噴嘴葉片的渦輪增壓器，將關閉進氣門時的燃燒室容積與活塞處於上死點時的燃燒室容積的比值設為有效壓縮比εe，並將發動機的總排氣量設為V（L）時，以滿足下式（1）的形式設定有效壓縮比εe：

-0.67×V+15.2≦εe≦14.8 ……（1）。

根據該第一發明的柴油發動機，有效壓縮比εe被設定為14.8以下，因此在空氣與燃料充分混合的狀態下開始燃燒，燃燒溫度被抑制得較低。由此，因燃燒而生成的NOx的量變得很少，因此不用在排氣通路中設置用於處理NOx的特別的催化器等，能夠將NOx的排出量抑制為足夠低的水平。

但是，過度降低有效壓縮比εe時，尤其在像冷狀態條件下的無負荷運行（空轉）時，汽缸的壁面溫度較低且熱發生量也較少的情況下，無法提供能夠點燃燃料的缸內環境（溫度、壓力），最壞的情況可能會招致失火。對此，在上述第一發明中，有效壓縮比εe設定為與總排氣量V之間的關係在「-0.67×V+15.2」以上，同時發動機中具備在渦輪周圍設置有噴嘴葉片的渦輪增壓器（所謂的可變幾何渦輪增壓器），因此在例如冷狀態且無負荷那樣難以確保點火性的運行條件下，利用噴嘴葉片（降低葉片開度）提高排氣的流速，以此能夠充分發揮增壓能力，從而能提高缸內壓力，並能夠改善點火性。由此，能夠與運行條件無關且可靠地使燃料點燃，能夠確保充分的燃燒穩定性。

上述第一發明中，優選上述渦輪增壓器是在發動機的運行中能夠將葉片開度最小降低至小於10%的渦輪增壓器，所述葉片開度是指將噴嘴葉片關閉至相鄰的上述噴嘴葉片彼此接觸為止時的開度設為0%、且將最大限度打開時的開度設為100%的情況下的葉片開度。

像這樣，如果能夠使葉片開度降低至小於10%，則與渦輪碰撞的排氣的流速被充分提高，因此能夠可靠地改善燃料的點火性並確保較高的燃燒穩定性。

又，本申請的第二發明是通過自點火使從噴射裝置噴射至汽缸內的燃料燃燒的柴油發動機，具備：包括能旋轉地設置於排氣通路的渦輪、和以能夠與該渦輪聯動地旋轉的形式設置於進氣通路的壓縮機的小型渦輪增壓器；以及，包括能旋轉地設置於排氣通路且比上述小型渦輪增壓器大型的渦輪、和以能夠與該渦輪聯動地旋轉的形式設置於進氣通路且比上述小型渦輪增壓器大型的壓縮機的大型渦輪增壓器，將關閉進氣門時的燃燒室容積與活塞處於上死點時的燃燒室容積的比值設為有效壓縮比εe，並將發動機的總排氣量設為V（L）時，以滿足下式（2）的形式設定有效壓縮比εe：

-0.67×V+15.0≦εe≦14.8……（2）。

根據該第二發明的柴油發動機，有效壓縮比εe被設定為14.8以下，因此能夠與上述第一發明相同地將燃燒溫度抑制得較低，並且能夠將NOx 的產生量降低至可以不需要NOx催化器等的水平。

又，上述第二發明中，有效壓縮比εe設定為與總排氣量V的關係在「-0.67×V+15.0」以上，同時發動機中具備尺寸不同的兩種渦輪增壓器（所謂的雙級渦輪增壓器），因此在例如冷狀態且無負荷那樣那難以確保點火性的運行條件下，利用即使少量排氣也能進行工作的小型渦輪增壓器來進行增壓，以此能夠充分發揮增壓能力，從而能提高缸內壓力，並且能夠改善點火性。由此，能夠與運行條件無關且可靠地使燃料點燃，並且能夠確保充分的燃燒穩定性。

在上述第一發明或第二發明中，優選在與上述噴射裝置相向的活塞的冠面上形成凹狀的腔，至少在包括無負荷的低負荷側的運行區域內，上述噴射裝置在燃料噴霧的至少一部分容納於上述腔中的正時分多次噴射燃料。

根據該結構，能夠在腔的內部形成易點燃且較濃的混合氣，能夠有效地改善點火性並確保較高的燃燒穩定性。即，與一次噴射所需量的燃料的情況相比，分多次噴射燃料時，每次噴射的燃料量變少，因此噴霧的穿透能力（penetration）（貫徹力）變弱。由此，例如噴霧容易停留在腔的特定場所，因此儘管總的噴射量較少，也能夠形成局部較濃的混合氣，能夠促進燃料的點燃。

在這裡，在上述第一發明或第二發明中，排氣門的閉正時可以設定於比上死點後10°CA靠近提前角側。

像這樣，將排氣門的閉正時設定於上死點附近時，幾乎不發生排氣殘留於燃燒室的內部EGR，不可能期望由高溫排氣帶來的燃燒室的升溫效果（由此帶來的點火性的改善）。然而，如果是滿足上述第一發明或第二發明中規定的條件的柴油發動機，則即使是上述那樣幾乎不發生內部EGR的環境，也能夠確保充分的燃燒穩定性。這意味著在以下時刻能夠採用同一氣門正時：進行內部EGR反倒妨礙適當燃燒這樣的運行條件（例如高負荷域等）時，以及，在點火性方面嚴苛的運行條件時（例如冷狀態且無負荷時）。因此，可以不需要用於變更排氣門的開閉正時等的可變機構，能夠削減柴油發動機的製造成本。

發明效果：

如以上說明的，根據本發明，能夠提供一種不需要NOx催化器並且燃燒穩定性優異的柴油發動機。

附圖說明

圖1是示出根據本發明的第一實施例的柴油發動機的整體結構的圖；

圖2是放大示出上述柴油發動機的發動機主體的一部分的剖視圖；

圖3是示出上述柴油發動機的進・排氣門的開閉特性的圖；

圖4是上述柴油發動機的活塞的局部放大剖視圖；

圖5是上述活塞的俯視圖；

圖6是詳細示出上述柴油發動機的渦輪增壓器的結構的圖；

圖7是用於說明上述渦輪增壓器的可變葉片機構的動作的圖，（a）示出噴嘴葉片全閉時的狀態，（b）示出噴嘴葉片打開時的狀態；

圖8是示出上述柴油發動機的控制系統的框圖；

圖9是用來說明上述柴油發動機中在極低負荷域中進行的燃料噴射的形態的圖；

圖10是示出根據本發明的第二實施例的柴油發動機的整體結構的圖；

圖11是用與總排氣量的關係示出為了兼顧燃燒穩定性的確保及NOx催化器的省略而必要的有效壓縮比的條件的圖表；

圖12是用來說明發明人為了獲得圖11的結論而進行的與點火性指標有關的研究內容的模式圖（其一）；

圖13是用來說明與上述點火性指標有關的研究內容的模式圖（其二）。

具體實施方式

（1）第一實施例

圖1是示出根據本發明第一實施例的柴油發動機的整體結構的圖。該圖所示的柴油發動機是作為行駛用動力源而搭載於車輛的四衝程四汽缸的柴油發動機。具體而言，該柴油發動機具備：接收以輕油作為主成分的燃料的供給而被驅動的發動機主體1；用於向發動機主體1導入燃燒用空氣的進氣通路30；用於排出在發動機主體1中生成的排氣（燃燒氣體）的排氣通路40；用於使通過排氣通路40的排氣的一部分回流至進氣通路30的EGR裝置50；和藉助於通過排氣通路40的排氣進行驅動的渦輪增壓器60。

圖2是放大示出發動機主體1的一部分的剖視圖。如該圖2以及前面的圖1所示，發動機主體1具有：內部形成有圓筒狀的汽缸2的汽缸體3；可往復運動（上下運動）地容納於汽缸2內的活塞4；以從與活塞4的冠面4a相向的一側覆蓋汽缸2的端面（上表面）的形式設置的汽缸蓋5；和為了貯留潤滑油而配設在汽缸體3的下側的油底殼6。另，假設本實施例中的發動機主體1為直列四汽缸型。因此，發動機主體1具有排成列狀的四個汽缸2和四個活塞4，各汽缸2以及各活塞4以在與紙面正交的方向上排列的形式進行配置（圖上僅示出其中之一）。

活塞4經由連杆8與作為發動機主體1的輸出軸的曲軸7連接。又，活塞4的上方形成有燃燒室9，該燃燒室9中，從後述的噴射器20噴射的燃料通過自點火進行燃燒。而且，該燃燒所伴隨的膨脹能量使活塞4進行往復運動，並使曲軸7繞中心軸旋轉。

在這裡，本實施例中的發動機主體1的總排氣量，即各汽缸2的衝程容積（活塞所移動的範圍的容積）與汽缸個數（這裡為四）相乘得到的值設定為1.5L（1498CC）。又，各汽缸2的幾何壓縮比，即活塞4處於下死點時的燃燒室容積與活塞4處於上死點時的燃燒室容積之比設定為14.80。

汽缸蓋5中設置有：用於將從進氣通路30供給的空氣導入至燃燒室9中的進氣道16；用於將燃燒室9中生成的排氣導出至排氣通路40的排氣道17；將進氣道16的燃燒室9側的開口進行開閉的進氣門18；和將排氣道17的燃燒室9側的開口進行開閉的排氣門19。

活塞4的冠面4a上形成有使包含其中心部的區域向與汽缸蓋5相反的一側（下方）凹入的腔10（參照圖2）。該腔10形成為具有佔據活塞4上升至上死點時的燃燒室9的大部分的容積的結構。

作為向燃燒室9噴射燃料的噴射裝置，汽缸蓋5中安裝有噴射器20。該噴射器20以其活塞4側的端部（梢端部）面向腔10的中心部的姿勢、與汽缸2同軸地（噴射器20的中心軸與汽缸2的中心軸一致地）進行安裝。

如圖1所示，渦輪增壓器60具有配設於進氣通路30的壓縮機61、以及與壓縮機61同軸地連接且配設於排氣通路40的渦輪62。渦輪62接收排氣通路40中流動的排氣的能量而旋轉，壓縮機61與渦輪62聯動地旋轉，以此將進氣通路30中流通的空氣進行壓縮（增壓）。

EGR裝置50是將通過排氣通路40的排氣的一部分作為EGR氣體而回流至進氣通路30的裝置，具備：將排氣通路40與進氣通路30進行相互連接的EGR通路51、為了調節通過EGR通路51的EGR氣體的流量（EGR氣體向汽缸2的導入量）而設置於EGR通路51的EGR閥53、和用於冷卻EGR氣體的EGR冷卻器52。另，本實施例中，藉助EGR通路51將比渦輪62靠近上遊側（排氣的流動方向上遊側）的排氣通路40與比壓縮機61靠近下遊側（吸入空氣的流動方向下遊側）的進氣通路30進行連接，以此將通過渦輪62前的高壓排氣回流至進氣通路30，但亦可代替地或附加地將通過渦輪62後的低壓排氣回流至進氣通路30。該情況下，會設置將比渦輪62靠近下遊側的排氣通路40與比壓縮機61靠近上遊側的進氣通路30進行連接的其他EGR通路。

進氣通路30中比壓縮機61靠近下遊側處設置有用於冷卻由壓縮機61壓縮的空氣的中冷器35、和可開閉的節氣門36。另，節氣門36在發動機運行中基本維持全開或者接近全開的高開度，並且僅在發動機停止時等的必要時閉閥而切斷進氣通路30。

排氣通路40中比渦輪62靠近下遊側處設置有用於淨化排氣中的有害成分的排氣淨化裝置41。該排氣淨化裝置41包括：使排氣中的CO以及HC（hydrocarbon；碳氫化合物）氧化的氧化催化器41a；和捕集排氣中的黑煙（煤）的DPF（Diesel Particulate Filter；柴油微粒過濾器）41b。另，具體內容在後述的「（3）作用」中進行說明，但在本實施例的發動中，能夠將燃燒生成的NOx量抑制為足夠小的值。因此，排氣通路40中沒有設置用於處理NOx的催化器（例如利用尿素水等還原NOx的催化器）。

圖3是示出進氣門18和排氣門19的開閉正時的圖表。該圖表中，縱軸為升程量，橫軸為曲軸角（CA），橫軸中「TDC」、「 BDC」分別示出上死點、下死點。又，帶有「EX」的曲線示出排氣門19的升程曲線，帶有「IN」的曲線示出進氣門18的升程曲線。另，各升程曲線的起點和終點，即進・排氣門18、19的開正時和閉正時分別與氣門的升程量處於0.1mm的時刻相對應。

排氣門19的閉正時（圖中的EVC）設定為比ATDC（上死點後）10°CA靠近提前角側（例如ATDC8°CA）。像這樣，上死點後立刻關閉排氣門19，因此本實施例的發動機中，高溫排氣從排氣道17向燃燒室9逆流的現象，即內部EGR幾乎不會發生。

又，進氣門18的閉正時（圖中的IVC）設定為ABDC（下死點後）25°CA。因此，本實施例的發動機中，各汽缸2的有效壓縮比，即關閉進氣門18時的燃燒室容積與活塞4處於上死點時的燃燒室容積的比值設定為14.45。

本實施例中，上述那樣的進・排氣門18、19的開閉特性與發動機運行條件無關而保持一定。因此，本實施例中，無需變更氣門的開閉特性（開閉正時及升程量），也不需要用於該目的的特別機構。即，根據發動機，有時會將變更進氣門或排氣門的開閉正時的正時可變機構或變更升程量的升程可變機構等添加到氣門操縱機構中，但本實施例的發動機中未設置這樣的可變機構。

圖4和圖5示出從噴射器20向設置於活塞4的冠面4a上的腔10噴射燃料的狀況。如這些圖所示，噴射器20的梢端部設置有成為燃料出口的多個（在這裡為十個）噴孔22，各噴孔22以在周方向上大致等間隔地排列的形式配置。燃料噴射時，從這樣的噴孔22噴射燃料，從而形成俯視時呈放射狀展開的多個噴霧F（參照圖5）。

腔10設定為能夠接收當活塞4處於上死點及其附近時從噴射器20噴射的燃料（噴霧F）的形狀和大小。更具體地，本實施例中，腔10設為所謂的凹型的形狀。即，形成腔10的壁面具有：大致山型的中央隆起部11、形成於比中央隆起部11靠近活塞4的徑向外側且俯視為圓形的周邊凹部12、和形成於周邊凹部12和活塞4的冠面4a之間且俯視為圓形的唇部13。

中央隆起部11形成為越靠近腔10的中心側越以靠近噴射器20的形式隆起，並且該隆起的頂部位於噴射器20的梢端部的正下方。周邊凹部12形成為與中央隆起部11連續，並且剖視時形成向活塞4的徑向外側凹入的圓弧狀的結構。唇部13形成為與周邊凹部12連續，並且剖視時形成向活塞4的徑向內側凸出的圓弧狀的結構。

上述那樣構成的腔10整體上具有越靠近活塞4的冠面4a而開口面積越小的上側較窄形狀的截面形狀。尤其在來自於噴射器20的燃料的噴射量較多時，這樣形狀的腔10發揮使噴射的燃料的噴霧F主要沿著周邊凹部12以及中央隆起部11從徑向外側向內側（腔10的中心側）反轉的功能，因此有利於促進燃料的混合。另一方面，燃料噴射量較少時，噴霧F主要停留在周邊凹部12及其附近，因此形成局部較濃的混合氣，其結果是，可以促進燃料的點燃（自點火）。

圖6是示出渦輪增壓器60中的渦輪62的詳細結構的圖。如該圖所示，可使本實施例的渦輪62採用對與渦輪62碰撞的排氣的流速進行控制的可變葉片機構66。即，本實施例的渦輪增壓器60是所謂的可變幾何渦輪增壓器（VGT；variable geometry turbocharger）。

可變葉片機構66具有：以包圍渦輪62的形式配置的多個噴嘴葉片（nozzle vanes）67；與各噴嘴葉片67協作的杆68；以及，進退驅動杆68從而變更各噴嘴葉片67的角度的葉片執行器69。藉助於葉片執行器69和杆68往閉方向（縮小相鄰噴嘴葉片67彼此之間的距離的方向）驅動噴嘴葉片67時，排氣的流路面積變小，與渦輪62碰撞的排氣的流速增大。因此，即便是排氣流量較少的運行條件（例如發動機低速域）也能使渦輪62高速旋轉從而提高增壓壓力。相反，在排氣流量較多的運行條件下，稍稍閉合噴嘴葉片67反而會妨礙排氣流通，因此藉助於葉片執行器69和杆68往開方向（擴大相鄰噴嘴葉片67彼此之間的距離的方向）驅動各噴嘴葉片67。

本實施例中，發動機運行中的葉片開度（噴嘴葉片67的開度）最小可以小於10%，更具體地，可低至7%。即，如圖7（a）所示，將相鄰噴嘴葉片67彼此接觸而完全切斷排氣的流路時的杆68的衝程位置設為0mm，並將從該位置往打開噴嘴葉片67的方向移動杆68時的移動量（mm）設為葉片升程S（參照圖7（b））。又，將該葉片升程S的最大值設為Smax，並將通過「S/Smax×100」計算的值作為葉片開度（%）。即，將噴嘴葉片67彼此接觸的狀態的開度設為0%，從該狀態起，越打開噴嘴葉片67而葉片開度越大，最大限度打開的狀態下變成開度100%。越縮小該葉片開度而排氣增速效果越強，但相應地誤差的影響變大，因此葉片升程的控制要求精密度。本實施例中，葉片執行器69等驅動系統採用能夠應對緊密控制的高性能驅動系統，能夠將發動機運行中的葉片開度最小降低至7%。

接著，利用圖8的框圖說明發動機的控制系統。如該圖所示，本實施例的柴油發動機由PCM（powertrain control module；動力控制模塊）70綜合地進行控制。PCM70如公知那樣是由CPU、ROM、RAM等構成的微型處理器。

PCM70與用於檢測發動機的運行狀態的各種傳感器電氣連接。即，在發動機以及車輛中設置有包括用於檢測通過進氣通路30吸入的空氣的流量（吸入空氣量）的空氣流量傳感器SN1、用於檢測曲軸7的旋轉速度（發動機旋轉速度）的發動機旋轉速度傳感器SN2、和用於檢測由駕駛車輛的駕駛員操作的加速器踏板（圖示省略）的開度的加速器開度傳感器SN3在內的各種傳感器，並且由這些各種傳感器檢測出的信息作為電氣信號輸入至PCM70。

又，PCM70基於來自於上述各種傳感器的輸入信號執行各種判定或運算等，並且控制發動機的各部分。即，PCM70與噴射器20、節氣門36、EGR閥53、葉片執行器69等各部分電氣連接，並且基於上述運算的結果等向這些設備分別輸出驅動用控制信號。

例如，PCM70根據空氣流量傳感器SN1、發動機旋轉速度傳感器SN2、加速器開度傳感器SN3等的信號逐步判斷發動機的運行狀態，並基於判斷的運行狀態控制渦輪增壓器60的可變葉片機構66，或控制來自於噴射器20的燃料的噴射類型（噴射正時及噴射量）。

圖9示出極低負荷域A0中的燃料的噴射類型，該極低負荷域A0設定於包括發動機的無負荷狀態（加速器開度為零的空轉狀態）的低負荷且低速側的區域。如該圖所示，在發動機的極低負荷域A0中，PCM70以在壓縮上死點（壓縮行程結束時的上死點）前後分多次噴射燃料的形式控制噴射器20。具體地，圖9的示例中，在壓縮上死點之前執行三次前噴射Qp，並在該前噴射Qp之後的壓縮上死點附近執行一次主噴射Qm。這些前噴射Qp以及主噴射Qm均為從噴射器20噴射的燃料（圖4、圖5的噴霧F）的至少一部分容納於腔10中這樣的正時。

又，在上述那樣的極低負荷域A0中運行時，PCM70以使可變葉片機構66的葉片開度處於控制範圍的最小值（這裡為7%）的形式，控制渦輪增壓器60的葉片執行器69。

（2）第二實施例

圖10是示出根據本發明的第二實施例的柴油發動機的整體結構的圖。與前面的第一實施例相比，該第二實施例的柴油發動機中發動機主體的諸要素以及渦輪增壓器的結構等不同，其他與第一實施例相同。因此，以下，以不同於第一實施例的點為中心進行說明。

第二實施例的發動機具有與第一實施例相同的直列四汽缸型的發動機主體1』，但其總排氣量或壓縮比等諸要素不同。具體地，發動機主體1』的總排氣量設定為2.2L（2188cc），各汽缸2的幾何壓縮比設定為14.30。

又，第二實施例的發動機中，進氣門18的閉正時設定為ABDC（下死點後）36°CA，基於該正時確定的各汽缸2的有效壓縮比為13.56。

另一方面，排氣門19的閉正時與第一實施例相同地設定於比ATDC（上死點後）10°CA靠近提前角側（例如ATDC8°CA）。又，未設置變更進氣門18和排氣門19的開閉特性（開閉正時及升程量）的機構這點也與第一實施例相同。

如圖10所示，第二實施例的發動機具有尺寸不同的兩種渦輪增壓器80、90（以下，稱為小型渦輪增壓器80以及大型渦輪增壓器90）。即，本實施例的渦輪增壓器是所謂的雙級渦輪增壓器。

大型渦輪增壓器90的壓縮機91配設在比小型渦輪增壓器80的壓縮機81靠近進氣通路30的上遊側，大型渦輪增壓器90的渦輪92配設在比小型渦輪增壓器80的渦輪82靠近排氣通路40的下遊側。而且，大型渦輪增壓器90的壓縮機91及渦輪92形成為分別比小型渦輪增壓器80的壓縮機81及渦輪82大的尺寸。

進氣通路30中設置有用於繞開小型渦輪增壓器80的壓縮機81的旁通通路83，該旁通通路83中設置有可開閉的旁通閥84。

排氣通路40中設置有用於繞開小型渦輪增壓器80的渦輪82的旁通通路85、和用於繞開大型渦輪增壓器90的渦輪92的旁通通路95。這些旁通通路85、95中分別設置有可開閉的排氣洩壓閥（wastegate valve）86、96。

控制上述旁通閥84和排氣洩壓閥86、96以根據發動機的運行狀態而分別使用小型渦輪增壓器80和大型渦輪增壓器90。例如，在排氣流量較少的發動機低速域中，至少關閉旁通閥84以及排氣洩壓閥86，從而進行由小型渦輪增壓器80執行的增壓。另一方面，在排氣流量較多的發動機高速域中，打開旁通閥84以及排氣洩壓閥86，同時關閉排氣洩壓閥96。由此，在發動機高速域中，進行由大型渦輪增壓器90執行的增壓，另一方面，停止由小型渦輪增壓器80執行的增壓。

第二實施例的發動機中，上述點以外的結構及控制內容基本上與第一實施例相同。例如，第二實施例的發動機中，在包括無負荷（空轉）狀態的低速・低負荷的運行範圍內，進行與圖9所示內容相同的噴射類型的燃料噴射。即，在低速・低負荷域中運行時，PCM70在從噴射器20噴射的燃料（噴霧F）的至少一部分容納於活塞4的腔10中這樣的正時，分為三次前噴射Qp和一次主噴射Qm地使噴射器20噴射燃料。但是，與第一實施例相比，第二實施例中發動機的總排氣量大，因此來自噴射器20的總噴射量相比第一實施例增加。

（3）作用

在以上說明的第一實施例和第二實施例中的任意一個的柴油發動機中，均能夠將NOx 的產生量降至可以不需要NOx催化器的水平，並且能夠充分確保燃料噴射量較少（因此點火性容易降低）的低負荷域中的燃燒穩定性。

即，在例示了總排氣量1.5L的四汽缸柴油發動機的上述第一實施例中，採用像幾何壓縮比為14.80且有效壓縮比為14.45這樣，作為柴油發動機算是相當低的壓縮比。同樣地，在例示了總排氣量2.2L的四汽缸柴油發動機的上述第二實施例中，也採用像幾何壓縮為14.30且有效壓縮比為13.56這樣，作為柴油發動機仍然算是相當低的壓縮比。因此，在任一個實施例的柴油發動機中，均在空氣與燃料充分混合的狀態下開始燃燒，可以將燃燒溫度抑制得較低。由此，燃燒生成的NOx的量變得非常少，因此不用在排氣通路40中設置處理NOx的特別的催化器等，就能夠將NOx的排出量抑制為足夠低的水平。

但是，在上述那樣推行低壓縮比化的柴油發動機中，尤其在像冷狀態條件下的無負荷運行（空轉）時那樣汽缸2的壁面溫度較低且熱發生量也較少的情況下，無法提供能夠點燃燃料的缸內環境（溫度、壓力），最壞的情況可能會導致失火。針對這樣的問題，上述第一實施例中，採用具備可變葉片機構66的所謂的可變幾何渦輪增壓器（VGT；Variable Geometry Turbocharger）作為渦輪增壓器60，包括無負荷狀態的極低負荷域A0中的葉片開度被降低至小於10%（具體而言為7%），因此儘管是原本排氣流量較少的條件，也能夠充分發揮增壓能力從而提高缸內壓力，並能夠改善點火性。又，在上述第二實施例中，採用由小型渦輪增壓器80及大型渦輪增壓器90構成的雙級渦輪增壓器作為渦輪增壓器，在極低負荷域A0中運行時，使用重量（慣性；inertia）相對較小且即使少量的排氣也能工作的小型渦輪增壓器80進行增壓，因此也能夠充分發揮增壓能力，並能夠改善點火性。由此，即使是冷狀態且無負荷那樣的難點燃的環境，也能夠可靠地點燃燃料，並能夠確保充分的燃燒穩定性。

尤其，上述第一・第二實施例中，在極低負荷域A0中運行時，在噴霧F的至少一部分容納於活塞4的腔10中那樣的正時，分多次從噴射器20噴射燃料，因此腔10的內部能夠形成易點燃的較濃的混合氣，能夠有效改善點火性並確保較高的燃燒穩定性。即，分為多次（上述各實施例中，分為三次前噴射Qp和一次主噴射Qm的總計四次）噴射燃料時，與一次噴射所需量的燃料的情況相比，每次噴射的燃料量變少，因此噴霧F的穿透能力（penetration）（貫徹力）變弱。由此，噴霧F容易停留在例如腔10的周邊凹部12或其附近，因此儘管總的噴射量較少，也能夠形成局部較濃的混合氣，能夠促進燃料的點燃。

（4）條件的一般化

除上述實施例以外，發明人還想到製造各種具有與上述第一・第二實施例相同特性的（即不需要NOx催化器而且燃燒穩定性優異的）柴油發動機，並研究了用於該目的的條件。並且，得到了圖11那樣的結果。

圖11是示出了為實現具有與上述第一・第二實施例相同特性的柴油發動機所必需的有效壓縮比εe和總排氣量V的條件的圖表。在這裡，如上述實施例的說明中已記述的那樣，有效壓縮比εe是指關閉進氣門時的燃燒室容積與活塞處於上死點時的燃燒室容積的比值，如用公式表示該比值，則可以像下述公式（3）那樣進行定義。

εe=1+{(ε-1)/2}×{L+1-cosθ-(L2-sin2θ)1/2}……(3)

此時，

ε為幾何壓縮比；

θ為進氣閉閥時期（deg.BTDC）；

L為連杆長度/曲軸半徑。

但是，上述的有效壓縮比εe的定義式（3）是曲軸中心與汽缸軸線一致的情況下的定義式，假如是曲軸中心相對於汽缸軸線偏移的情況，則使用該偏移量如下述公式（4）那樣定義有效壓縮比εe。

εe=1+{(ε-1)/2}×[{(L+1)2-e2}1/2-cos(θ+φ)-{L2-(sin(θ+φ)-e)2}1/2]……(4)

此時，

e=偏移量/曲軸半徑；

φ=tan-1[e/{(1+L)2-e2}1/2]。

另，在圖11的圖表中，總排氣量V限定在1.0～3.0L的範圍內，這主要是因為以搭載於車輛（乘用車）的車載用柴油發動機為對象。

根據本申請發明人的研究，如果將由上述公式（3）或公式（4）定義的有效壓縮比εe設定為與總排氣量V的關係處於圖11所示的區域X、Y中的值，則能夠同時實現燃燒穩定性的確保以及NOx催化器的省略。

具體而言，圖11所示的區域X、Y由直線L1、L2、L3劃定。其中，最下側的直線L1是在發動機中搭載與上述第二實施例相同的雙級渦輪增壓器（小型＋大型渦輪增壓器）的情況下能夠確保燃燒穩定性的有效壓縮比εe的下限值，根據後述的理由，其條件可用「εe=-0.67×V+15.0」表示（總排氣量V的單位為L（升））。即，在具備雙級渦輪增壓器的柴油發動機的情況下，如果將有效壓縮比εe設定為上述直線L1(-0.67×V+15.0)上的值或比其大的值，則能夠確保實用上所需的燃燒穩定性，即使在冷狀態條件下的無負荷運行（空轉運行）時那樣嚴苛的條件下也能點燃燃料。

又，圖11中設定於比直線L1稍微靠近上側的直線L2是在發動機中搭載與上述第一實施例相同的單一的可變幾何渦輪增壓器（單VGT ）的情況下能夠確保燃燒穩定性的有效壓縮比εe的下限值，根據後述的理由，其條件可用「εe=-0.67×V+15.2」表示（總排氣量V的單位為L（升））。即，在具備可變幾何渦輪增壓器的柴油發動機的情況下，如果將有效壓縮比εe設定為上述直線L2(-0.67×V+15.2)上的值或比其大的值，則能夠確保實用上所需的燃燒穩定性。

此外，圖11中設定於最上側的直線L3是用於將燃燒產生的NOx的生成量抑制為能夠省略NOx催化器的較低程度的有效壓縮比εe的上限值，其條件可以表示為「εe＝14.8」。即，如果有效壓縮比εe在14.8以下，則能夠防止燃燒溫度上升至大量產生NOx那樣的溫度，能夠省略NOx催化器。

圖11中，區域X是在直線L1與直線L3之間劃定的區域，區域Y是在直線L2與直線L3之間劃定的區域。這些區域X、Y可通過下述不等式（2）（1）表示。

（表示區域X的不等式）

-0.67×V+15.0≦εe≦14.8 ……（2）

（表示區域Y的不等式）

-0.67×V+15.2≦εe≦14.8 ……（1）。

上述不等式（2）所表示的區域X的範圍示出搭載了雙級渦輪增壓器的柴油發動機應滿足的有效壓縮比εe的條件，上述不等式（1）所表示的區域Y的範圍示出搭載了可變幾何渦輪增壓器的柴油發動機應滿足的有效壓縮比εe的條件。即，在搭載了雙級渦輪增壓器的柴油發動機的情況下，以滿足上述不等式（2）的關係的形式設定有效壓縮比εe（即使其處於區域X中），以此能夠同時實現燃燒穩定性的確保以及NOx催化器的省略；在搭載了可變幾何渦輪增壓器的柴油發動機的情況下，以滿足上述不等式（1）的關係的形式設定有效壓縮比εe（即處於區域Y中），以此也能夠同時實現燃燒穩定性的確保以及NOx催化器的省略。

圖12和圖13是簡單說明本申請發明人為了導出上述那樣的結論而進行的研究的模式圖。該研究中，從以下觀點出發研究了缸內環境：在（ⅰ）加速器開度為零的無負荷狀態、（ⅱ）發動機轉速2000rpm、（ⅲ）外部氣體溫度－25℃、（ⅳ）進氣溫度－10℃、（ⅴ）高度3000m這樣的條件下，能否可靠地點燃燃料。

在研究的時候，首先引入點火性指標這個想法。點火性指標是表示缸內環境為多大程度有利於燃料的點燃的環境的指標，並且是與開始燃料噴射之後至該燃料開始點燃為止所需的時間（點火延遲）密切相關的值。即，點火性指標越小，點火延遲越短，從而可以實現對點火有利的缸內環境。

如果將上述點火性指標設為Z，Z可由下述公式（5）定義。

Z=A×PTDCB×exp(1/TTDC)C×NED×CCLDE……（5）

該公式（5）中，PTDC為非燃燒時的壓縮上死點的缸內壓力，TTDC為非燃燒時的壓縮上死點的缸內溫度，NE為發動機轉速，CCLD為缸內的氧濃度（燃燒前的氧濃度）。又，A、B、C、D、E分別為常數，這些常數中，A、C、D為正值，B、E為負值。因此，缸內的壓力、溫度、氧濃度越高，點火性指標Z越小（即點火延遲越短），並且發動機轉速越高，點火性指標Z越大（即點火延遲越長）。

本申請的申請人已經將壓縮比設定得很低的柴油發動機市場化，該柴油發動機（以下稱先行發動機）中，即使上述（ⅰ）～（ⅴ）所示那樣嚴苛的環境也能確保點火性這點已被確認。因此，本申請發明人以該先行發動機為出發點研究了用於確保相同點火性的條件。

具體而言，由申請人市場化的上述先行發動機是總排氣量為2.2L（2188cc）且有效壓縮比設定為13.28的四汽缸柴油發動機，具備雙級渦輪增壓器。又，上述先行發動機具備用於在進氣行程中切換是否再打開排氣門的升程可變機構，在包括無負荷的發動機低負荷域中，為了實現使排氣殘留於缸內的內部EGR，藉助於上述升程可變機構在進氣行程中再打開排氣門，以此謀求缸內溫度的上升（點火性的提高）。

圖11的圖表中，將這樣的先行發動機圖示為標記（plot）p。先行發動機中，如上所述地在低負荷域進行內部EGR，因此能夠進一步使有效壓縮比εe降低該內部EGR產生的點火性的改善部分。因此，與上述的區域X相比，表示先行發動機的標記p位於有效壓縮比εe較低的一側。

首先，本申請發明人以標記p所表示的上述先行發動機為對象，在上述的（ⅰ）～（ⅴ）的嚴苛的環境條件下，計算上述點火性指標Z。將該值設為Z1。如果總排氣量為2.2L的發動機中點火性指標Z同樣為Z1，則能夠確保與上述先行發動機相同的點火性。在這樣的前提之下，本申請發明人設想在2.2L發動機中省略用於進行內部EGR的上述升程可變機構，並研究了即使省略升程可變機構也能獲得與上述先行發動機相同的點火性指標Z1的條件。其結果是，得到如果對先行發動機進行將有效壓縮比εe從13.28提高至13.56，則點火性指標Z變為相同的值（Z1）這樣的見解。即，如圖12中（q1）的柱形圖所示，將有效壓縮比εe提高至13.56時，由此產生的點火性的改善部分與因省略升程可變機構而導致的點火性的惡化部分相匹配（點火性指標Z的上升幅度與減少幅度均為α1），其結果是，點火性指標Z可以維持與先行發動機相同的值（Z1）。

上述結果由圖11的標記q1表示。即，該標記q1所示的發動機是有效壓縮比εe為13.56的、具備雙級渦輪增壓器且不具備升程可變機構的、總排氣量2.2L的柴油發動機。上述的第二實施例是將該標記q1的柴油發動機具體化而成的。

又，本申請發明人設想對於上述先行發動機，不僅省略升程可變機構，而且將雙級渦輪增壓器替換為單一的可變幾何渦輪增壓器（單VGT ），並研究了為此所需的有效壓縮比εe的條件。並且，得到了如果對先行發動機進行將有效壓縮比εe從13.28提高至13.70，同時將可變葉片機構的葉片開度收攏至7%，則點火性指標Z變為相同的值（Z1）這樣的見解。即，如圖12中（q2）的柱形圖所示，在能夠將有效壓縮比提高至13.70並將可變幾何渦輪增壓器的葉片開度收攏至7%地進行控制的情況下，由此產生的點火性的改善部分與因升程可變機構的省略以及雙級渦輪增壓器的省略而導致的點火性的惡化部分相匹配（點火性指標Z的上升幅度與減少幅度均為α2），其結果是，點火性指標Z能夠維持在與先行發動機相同的值（Z1）。

上述結果由圖11的標記q2表示。即，該標記q2所示的發動機是有效壓縮比εe為13.70的、具備能夠將葉片開度收攏至7%的單一的可變幾何渦輪增壓器且不具備升程可變機構的、總排氣量2.2L的柴油發動機。

在這裡，將葉片開度收攏至7%地進行控制需要使驅動噴嘴葉片的驅動系統的性能相當高。因此，本申請發明人設想將葉片開度的最小值再設置得高一點，並研究了為此所需的有效壓縮比εe的條件。並且，得到了如果將有效壓縮比εe提高至14.60，則即使葉片開度的最小值為15%也可以獲得相同的點火性這樣的見解。即，如圖12中（q3）的柱形圖所示，通過將有效壓縮比εe提高至14.60，從而即使葉片開度的最小值為15%，總的點火性的改善部分也會與上述標記q2時相同（α2），其結果是，點火性指標Z可以維持在與先行發動機相同的值（Z1）。

上述結果由圖11的標記q3表示。即，該標記q3所示的發動機是有效壓縮比εe為14.60的、具備能夠將葉片開度收攏至15%的單一的可變幾何渦輪增壓器且不具備升程可變機構的、總排氣量2.2L的柴油發動機。

接著，本申請發明人以在具有與上述標記q1～q3的發動機不同的總排氣量的柴油發動機中，實現相同的點火性為目標進行了研究。具體而言，設想使總排氣量為1.5L，並計算了該情況下所需的點火性指標Z。如果總排氣量從2.2L減少至1.5L，則伴隨於此燃料的噴射量變少，因此汽缸內的局部當量比降低。這意味著，如果不使缸內成為更有利於點火的環境，點火延遲就會變長。本申請發明人從該觀點出發進行了各種研究，並算出在1.5L發動機中實現與2.2L發動機同等的點火延遲的點火性指標Z。將該值設為Z2。如圖13所示，該1.5L發動機中的目標的點火性指標Z2是小於2.2L發動機的點火性指標Z1的值。

首先，本申請發明人研究了在具備與標記q1的發動機相同的雙級渦輪增壓器的1.5L柴油發動機中，使點火性指標Z＝Z2的有效壓縮比εe的條件。其結果是，得到了如果將有效壓縮比εe設定為14.03，則可以得到點火性指標Z＝Z2這樣的見解。

上述結果由圖11的標記r1表示。即，該標記r1所示的發動機是有效壓縮比εe為14.03的、具備雙級渦輪增壓器且不具備升程可變機構的、總排氣量1.5L的柴油發動機。

又，本申請發明人設想對於上述標記r1的發動機，將雙級渦輪增壓器替換為單一的可變幾何渦輪增壓器（單VGT ），並研究了為此所需的有效壓縮比εe的條件。而且，得到了如果對標記r1的發動機進行將有效壓縮比εe從14.03提高至14.18，同時將可變葉片機構的葉片開度收攏至7%，則點火性指標Z變為相同的值（Z2）這樣的見解。即，如圖13中（r2）的柱形圖所示，在能夠將有效壓縮比提高至14.18並將可變幾何渦輪增壓器的葉片開度收攏至7%地進行控制的情況下，由此產生的點火性的改善部分與因雙級渦輪增壓器的省略而導致的點火性的惡化部分相匹配（點火性指標Z的上升幅度與減少幅度均為β1），其結果是，點火性指標Z可以維持在相同的值（Z2）。

上述結果由圖11的標記r2表示。即，該標記r2所示的發動機是有效壓縮比εe為14.18的、具備能夠將葉片開度收攏至7%的單一的可變幾何渦輪增壓器且不具備升程可變機構的、總排氣量1.5L的柴油發動機。

此外，位於比圖11的標記r2靠近上側的標記r3示出為了更加改善點火性而相比標記r2進一步提高有效壓縮比εe的發動機。

具體地，該標記r3的發動機是有效壓縮比εe為14.45的、具備能夠將葉片開度收攏至7%的單一的可變幾何渦輪增壓器且不具備升程可變機構的、總排氣量1.5L的柴油發動機。上述的第一實施例是將該標記r3的柴油發動機具體化而成的。

該發動機中，將有效壓縮比εe提高至14.45，從而如圖13所示地，點火性的改善部分從β1增大至β2，其結果是，與標記r2的發動機相比點火性指標進一步改善了（β2-β1）。

另，本申請發明人研究了即使在1.5L發動機的情況下，也與上述標記q3時相同地，將可變幾何渦輪增壓器中的葉片開度最小值提高至15%，並研究了該情況所需的有效壓縮比εe。其結果是，知道了所需的有效壓縮比εe為15.07，但由於這個15.07的值超過了作為考慮NOx的情況下有效壓縮比εe的上限的14.8（直線L3），因此無法採用。

如上，本申請發明人進行了這樣的研究：藉助省略了用於增加內部EGR量的可變氣門機構的更加簡單的結構，來實現具有與已開發的先行柴油發動機相同的點火性（即使冷狀態且無負荷也能點燃的燃燒穩定性）的多種排氣量的柴油發動機，並獲得了圖11中示出為標記q1～q3及r1～r3的六種候補。而且，通過將以具備雙級渦輪增壓器為前提的標記q1與r1進行連接，從而獲得了上述的直線L1（εe=0.67×V+15.0），又，通過將以具備能夠將葉片開度收攏至7%的可變幾何渦輪增壓器為前提的標記q2與r2進行連接，從而獲得了上述的直線L2（εe=-0.67×V+15.2）。除此之外，還確定了能夠將燃燒產生的NOx生成量降低至可以省略NOx催化器的水平的有效壓縮比εe的上限值，由此獲得了直線L3（εe=14.8）。

而且，根據上述結果，獲得了如下的結論。

在具備雙級渦輪增壓器的柴油發動機中，使有效壓縮比εe處於使用了總排氣量V的函數的不等式（2）「-0.67×V+15.0≦εe≦14.8」的範圍，即圖11的區域X中，從而能夠同時實現燃燒穩定性的確保和NOx催化器的省略。

又，在具備能夠將葉片開度收攏至7%地進行控制的可變幾何渦輪增壓器的柴油發動機中，使有效壓縮比εe處於使用了總排氣量V的函數的不等式（1）「-0.67×V+15.2≦εe≦14.8」的範圍，即圖11的區域Y中，從而能夠同時實現燃燒穩定性的確保和NOx催化器的省略。

在這裡，在像上述的第一・第二實施例那樣不可變更進氣閉閥時期的發動機中，有效壓縮比εe通常是一定的，但在具備例如進氣VVT（Variable Valve Timing；變更進氣門的開閉正時的機構）等可變機構的發動機中，有效壓縮比εe並非是一定的。該情況下，只要至少使無負荷運行時的有效壓縮比符合圖11的條件（上述不等式（1）或（2）），即可確保所需的燃燒穩定性。換而言之，在能夠變更進氣閉閥時期的發動機中，如果無負荷運行時的有效壓縮比符合圖11的條件，則此外的運行條件下的有效壓縮比可為比圖11的條件低的值。

又，上述第一・第二實施例中均例示了四汽缸的柴油發動機，但從上述的研究內容可以明了：在除四汽缸以外的柴油發動機中，如果基於總排氣量特別指定符合圖11的條件的有效壓縮比的話，也可以做出具有相同特性（效果）的柴油發動機。

又，上述説明中，作為採用圖11中區域Y的下限的直線L2（εe=-0.67×V+15.2）上的有效壓縮比εe的條件，而搭載能夠將葉片開度收攏至7%地進行控制的可變幾何渦輪增壓器，但只要至少能將葉片開度收攏至小於10%地進行控制即可，由於未達到7%部分的少許點火性的惡化部分可以通過例如其他點火性改善技術來補充，因此能夠確保經得住實用的足夠的點火穩定性。

符號說明：

1 發動機主體；

2 汽缸；

4 活塞；

4a 冠面；

10 腔；

18 進氣門；

19 排氣門；

20 噴射器（噴射裝置）；

30 進氣通路；

40 排氣通路；

60 渦輪增壓器；

61 壓縮機；

62 渦輪；

67 噴嘴葉片；

80 小型渦輪增壓器；

81 壓縮機；

82 渦輪；

90 大型渦輪增壓器；

91 壓縮機；

92 渦輪。