關(guān)于豐田直列4缸2.8 L ESTEC 1GD-FTV發(fā)動(dòng)機(jī)性能分析

摘要：為了應(yīng)對(duì)柴油機(jī)日益增長(zhǎng)的需求，并力求在提高扭矩性能的同時(shí)實(shí)現(xiàn)節(jié)能，開發(fā)了1款新型高效率2.8 L直列4缸柴油機(jī)。該發(fā)動(dòng)機(jī)以1種創(chuàng)新的燃燒概念為基礎(chǔ)，通過(guò)減少冷卻損失，使發(fā)動(dòng)機(jī)效率得到了提高。通過(guò)限制缸內(nèi)氣流及改善燃燒室隔熱，減少了冷卻損失。為了避免限制氣流對(duì)排放產(chǎn)生影響，開發(fā)了1種能夠通過(guò)優(yōu)化缸內(nèi)燃油分布來(lái)提高缸內(nèi)氣體利用率的新燃燒室形狀。采用了1種能夠根據(jù)氣體溫度改變壁面溫度的新型隔熱涂層來(lái)提高燃燒室的隔熱性能，因而減少了冷卻損失，并避免了進(jìn)氣加熱的協(xié)調(diào)作用。為了采用這種燃燒概念，并同時(shí)提高動(dòng)力性能，必須著重調(diào)整進(jìn)排氣道的高流量特性。通過(guò)采用具有獨(dú)立功能的進(jìn)氣道、優(yōu)化進(jìn)氣門的直徑和布置、以及提高進(jìn)排氣系統(tǒng)的總體效率實(shí)現(xiàn)了這種調(diào)整。由于優(yōu)化氣道形狀需要更大的設(shè)計(jì)自由度，因此開發(fā)了1種具有較高密封性能的新型氣缸蓋襯墊，這種缸徑為92 mm的氣缸蓋襯墊僅采用4個(gè)缸蓋螺栓。由于整臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)都貫徹這種燃燒概念，并結(jié)合各種減小摩擦的技術(shù)，該發(fā)動(dòng)機(jī)的CO2排放比原有機(jī)型的減少了約15%，最高熱效率約達(dá)到44%。

由于全球環(huán)保和節(jié)能意識(shí)的不斷增強(qiáng)，對(duì)具有更低和更清潔排放的車輛的需求持續(xù)增加。

在混合動(dòng)力車輛的引領(lǐng)下，越來(lái)越多的環(huán)保車輛正在投放市場(chǎng)。柴油機(jī)則是環(huán)保技術(shù)的另一個(gè)實(shí)例。柴油機(jī)因其卓越的燃油經(jīng)濟(jì)性、可靠性和大扭矩，在SUV和商用車市場(chǎng)尤其受歡迎。

為了順應(yīng)這種發(fā)展趨勢(shì)，豐田汽車公司按照超高熱效率燃燒的經(jīng)濟(jì)性（ESTEC）開發(fā)理念，開發(fā)并投放了1款頗具吸引力的2.8 L新型直列4缸1GD-FTV柴油機(jī)。

表1是1GD〖CD*2〗FTV發(fā)動(dòng)機(jī)的具體參數(shù)。為了獲得更高的效率，對(duì)現(xiàn)有1KD-FTV發(fā)動(dòng)機(jī)的缸徑和其他基本參數(shù)進(jìn)行了修改?？紤]到對(duì)未來(lái)其他用途的適用性，排量有所縮減，低轉(zhuǎn)速下的發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩（低端扭矩）和最高功率均有所提高，使發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到了高水平的經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性能。同時(shí)，鑒于使用的燃油品質(zhì)有差異，為了提高運(yùn)轉(zhuǎn)可靠性，增大了壓縮比。

發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒特性在提高效率方面起著實(shí)質(zhì)性作用。這款發(fā)動(dòng)機(jī)的開發(fā)著重關(guān)注了這些特性，并采用了先前提出的減少冷卻損失的燃燒概念。為了利用這些燃燒特性，提高了進(jìn)排氣的效率，以提高動(dòng)力性能，為了能夠采用新的進(jìn)排氣道，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的基本結(jié)構(gòu)進(jìn)行了修改。本文介紹了該發(fā)動(dòng)機(jī)是如何根據(jù)推薦的燃燒概念來(lái)提高效率和性能的，并詳細(xì)介紹了1GD發(fā)動(dòng)機(jī)采用這種燃燒概念的效果。

1 燃燒概念和發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)的目標(biāo)

圖1所示為部分負(fù)荷下的熱平衡。由于大部分熱能是由冷卻損失、排氣損失和摩擦損失耗散掉的，因此，必須減少這些損失以降低發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油耗。然而，由于減少排氣損失可能會(huì)使排氣溫度降低并會(huì)對(duì)催化系統(tǒng)產(chǎn)生不利影響，因此，為了實(shí)現(xiàn)清潔低排放，這種燃燒概念要求優(yōu)先減少冷卻損失：

Qw=α(Tg－Tw)（1）

式（1）為熱流量公式，其中α為導(dǎo)熱系數(shù)（W/（m2·K）），Tg為缸內(nèi)氣體溫度（K），Tw為燃燒室壁面溫度（K），Qw為熱流量（W/m2）。為了減少冷卻損失，必須通過(guò)限制缸內(nèi)氣流來(lái)減小導(dǎo)熱系數(shù)，使燃燒氣體與燃燒室壁面之間的溫度差最小。

作為減小導(dǎo)熱系數(shù)的第一步，開發(fā)了1種新的燃燒室形狀，該燃燒室的唇口有1個(gè)錐面（稱之為錐形唇口燃燒室）（圖2）。圖3所示為上止點(diǎn)后16°CA時(shí)缸內(nèi)氣體速度和燃燒室壁面熱流量的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）結(jié)果。除了渦流外，逆向擠流的作用也會(huì)在唇口處產(chǎn)生大量熱損失。可以通過(guò)改善燃油與空氣的混合來(lái)減少發(fā)動(dòng)機(jī)的排放。

錐形唇口燃燒室的設(shè)計(jì)是通過(guò)減小擠流區(qū)的尺寸和限制擠流量來(lái)減少冷卻損失的。限制逆向擠流可能會(huì)產(chǎn)生的1個(gè)不利作用是排放惡化。為了抑制排放的增加，新設(shè)計(jì)的錐形部分能夠優(yōu)化燃燒室內(nèi)外的噴霧分布，并且能夠有效地利用錐面頂部處的燃燒室外部空間。

接下來(lái)，為了使缸內(nèi)氣體與燃燒室壁面之間的溫度差最小化，在活塞上采用了熱波動(dòng)壁面隔熱技術(shù)。傳統(tǒng)隔熱技術(shù)的1個(gè)缺點(diǎn)是燃燒室壁面的溫度升高會(huì)使工作氣體加熱，因而會(huì)對(duì)容積效率和NOx排放產(chǎn)生不利影響。為了克服這些問(wèn)題，必須根據(jù)缸內(nèi)氣體溫度來(lái)改變壁面溫度，以減少冷卻損失和防止對(duì)進(jìn)氣加熱。

由于這一燃燒概念的目標(biāo)是減少冷卻損失，因而不需要強(qiáng)烈的缸內(nèi)氣流。此外，為了提升小型化發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)態(tài)性能，必須大幅度提高進(jìn)排氣的效率和流量。通過(guò)提高進(jìn)排氣效率，就可以采用結(jié)構(gòu)更加緊湊的渦輪增壓器，這樣會(huì)對(duì)排氣系統(tǒng)、燃油耗，以及低端扭矩產(chǎn)生各種有利影響。進(jìn)排氣系統(tǒng)在滿足這些要求方面起著主要作用。因此，除了開發(fā)新型進(jìn)排氣道形狀外，還采取了大范圍的改進(jìn)措施，包括進(jìn)排氣門的直徑和布置。同時(shí)，為了能采用這種新穎進(jìn)排氣系統(tǒng)，還對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的基本結(jié)構(gòu)進(jìn)行了全面重新設(shè)計(jì)。由于采用了這種新燃燒概念，發(fā)動(dòng)機(jī)的效率和動(dòng)力性能都得到了改善。

2 試驗(yàn)系統(tǒng)

表2為試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)規(guī)格，圖4為試驗(yàn)系統(tǒng)的示意圖。為了檢驗(yàn)錐形唇口燃燒室的效果，采用了與以前燃燒室相同的壓縮比和氣道渦流比。采用Horiba公司生產(chǎn)的Mexa-700排氣測(cè)量系統(tǒng)測(cè)定發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣成分，采用AVL公司生產(chǎn)的415S煙度計(jì)，測(cè)量排氣煙度。在錐形唇口燃燒室上觀測(cè)了波動(dòng)隔熱涂層的效果。

除了利用葉輪式渦流計(jì)調(diào)整渦流和流量系數(shù)外，還利用圖5所示的粒子成像速度儀（PIV）對(duì)流動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行了可視化測(cè)量和分析。

3 錐形唇口燃燒室的效果

3.1 部分負(fù)荷性能

為了確定錐形唇口燃燒室的特性，利用CDadapco公司的STAR-CD軟件進(jìn)行了CFD分析。分別采用RNG k-ε模型和ECFM-3Z模型對(duì)紊流和燃燒進(jìn)行了分析。表3和圖6所示為2400 r/min和0.7 MPa平均有效壓力（BMEP）條件下的計(jì)算結(jié)果。圖中結(jié)果表明，錐形唇口燃燒室使擠流速度有所降低。熱損失圖表明，在上止點(diǎn)后8°CA燃燒開始后，具有低流量特征的錐形唇口燃燒室的活塞壁面的熱損失較小。與之相反，氣缸蓋壁面的熱損失在上止點(diǎn)后10°CA以后不斷增加。盡管這一熱損失有所增加，但是與以前的縮口型燃燒室相比，錐形唇口燃燒室的總熱損失減少了約10 J。

圖7比較了相同條件下缸內(nèi)當(dāng)量比的時(shí)間序列結(jié)果。采用錐形唇口燃燒室時(shí)，錐形唇口會(huì)促使噴霧向圓周外側(cè)和氣缸蓋方向運(yùn)動(dòng)，從而會(huì)在20°CA ATDC時(shí)在擠流區(qū)上方形成過(guò)濃混合氣。據(jù)此可以得出結(jié)論，采用錐形唇口燃燒室時(shí)氣缸蓋壁面熱的損失減少是由擠流區(qū)的局部過(guò)濃混合氣導(dǎo)致的，這會(huì)導(dǎo)致燃燒氣體溫度局部升高。在30°CA ATDC時(shí)，由于錐形唇口能使燃油朝燃燒室內(nèi)側(cè)和外側(cè)優(yōu)化分布，因而能促進(jìn)錐形唇口燃燒室內(nèi)的稀薄燃燒，因此能像預(yù)期的那樣將這種過(guò)濃混合氣區(qū)域分解開來(lái)。

根據(jù)CFD分析結(jié)果,設(shè)計(jì)了1種錐形唇口優(yōu)化的燃燒室，以減少冷卻損失和獲得最佳的噴霧分布。圖8所示為表2所列的1臺(tái)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的性能評(píng)估結(jié)果。與CFD結(jié)果一致，這種燃燒室設(shè)計(jì)在減少冷卻損失的同時(shí)還降低了燃油耗，且不會(huì)增加排放。此外，一部分冷卻損失的減少會(huì)導(dǎo)致排氣損失較大，因此，燃油耗降低，排氣溫度升高。

結(jié)果顯示，低流量會(huì)導(dǎo)致煙度較高。通過(guò)利用激光誘導(dǎo)熾光法（LII）測(cè)量擠流區(qū)的碳煙濃度，詳細(xì)分析了排放未增加的原因。由于試驗(yàn)裝置尺寸的限制，缸徑必須設(shè)置為86 mm。為此將評(píng)估燃燒室用的缸徑（92 mm）改為86 mm，而燃燒室形狀保持相同。表4、圖9和圖10所示為與擠流區(qū)側(cè)向測(cè)得的碳煙濃度密切相關(guān)的LII信號(hào)的強(qiáng)度。在5°CA ATDC的初始燃燒位置，錐形唇口燃燒室擠流區(qū)的LII信號(hào)強(qiáng)度很強(qiáng)。但是，在15°CA ATDC時(shí)，它與縮口型燃燒室的差異實(shí)際上已經(jīng)消失。圖11所示為每個(gè)曲軸轉(zhuǎn)角下測(cè)得的累計(jì)LII信號(hào)強(qiáng)度的變化曲線。采用錐形唇口燃燒室時(shí)，擠流區(qū)的碳煙生成量在燃燒循環(huán)早期有所增加。然后，當(dāng)擠流區(qū)的燃燒條件變稀薄時(shí)，碳煙的氧化速度便加快，因而錐形唇口燃燒室發(fā)動(dòng)機(jī)的碳煙濃度仍能保持與縮口型燃燒室發(fā)動(dòng)機(jī)的相似。

圖12為在相同碳煙濃度條件下全負(fù)荷時(shí)的空燃比比較（1400 r/min和3400 r/min）。如圖所示，錐形唇口燃燒室的空燃比可以設(shè)置得更大。根據(jù)已確認(rèn)的錐形唇口燃燒室的特性，優(yōu)化噴霧分布就能抵消全負(fù)荷和部分負(fù)荷時(shí)的排放增加。

這些結(jié)果證實(shí)，錐形唇口燃燒室可以通過(guò)降低流量減少冷卻損失，以及將一部分冷卻損失的減少轉(zhuǎn)換成排氣損失來(lái)降低燃油耗。而排氣損失會(huì)導(dǎo)致排氣溫度升高。此外，錐形唇口形狀有利于燃燒氣體的膨脹，并能通過(guò)在擠流區(qū)創(chuàng)造稀燃條件來(lái)促進(jìn)燃燒，因而能限制對(duì)碳煙的不利影響。

4 燃燒室隔熱的效果

4.1 熱波動(dòng)壁面隔熱技術(shù)

作為減少冷卻損失的另一種途徑，采用了熱波動(dòng)壁面隔熱技術(shù)來(lái)減少燃燒室的熱損失。

通過(guò)減小壁面上隔熱層的導(dǎo)熱率（λ）和體積比熱容（Cρ），隔熱涂層的表面溫度即使在極短的循環(huán)時(shí)間內(nèi)也會(huì)發(fā)生明顯變化。圖13為不同類型燃燒室的壁面溫度和工作氣體溫度的示意圖。在燃燒過(guò)程中，隔熱涂層表面的溫度隨燃燒氣體溫度的升高而升高。因此，表面溫度與燃燒氣體溫度的差異減小。由于隔熱涂層的熱容量較小，在緊接著的排氣沖程中表面溫度會(huì)快速下降，從而有助于防止在進(jìn)氣沖程中對(duì)進(jìn)氣的加熱。

為了能采用熱波動(dòng)壁面隔熱技術(shù)，采用了石英增強(qiáng)多孔陽(yáng)極氧化鋁（SiRPA）作為隔熱涂層材料。圖14所示為SiRPA涂層的結(jié)構(gòu)，表5為它的熱力學(xué)特性。

SiRPA涂層的形成過(guò)程如下： 在活塞用的高硅鋁合金表面形成一層陽(yáng)極氧化膜后，用1種高度耐熱的石英密封材料噴涂在陽(yáng)極氧化膜上，并進(jìn)行浸漬和熱處理，使之形成1層幾微米厚的防護(hù)膜。這種材料能夠防止因燃燒壓力作用產(chǎn)生的氣體侵入，同時(shí)還能提高涂層的強(qiáng)度。利用密封劑強(qiáng)化涂層能確保它在活塞上應(yīng)用具有足夠的可靠性。圖15是SiRPA與其他常規(guī)材料的熱力學(xué)特性比較。與氧化鋯和其他陶瓷熱障涂層相比，SiRPA的導(dǎo)熱率約為它們的1/3，體積比熱容約為50%。

4.2 熱波動(dòng)壁面隔熱技術(shù)在燃燒室上的應(yīng)用

圖16所示為燃燒室上的隔熱涂層區(qū)域?？紤]到SiRPA涂層對(duì)燃燒的影響，燃燒室的內(nèi)部沒(méi)有采用涂層，僅在錐形唇口外側(cè)采用了SiRPA涂層。

燃燒室壁面的機(jī)加工表面粗糙度通常為Ra＜1 μm，與這種高度光滑的表面相比，SiRPA的表面粗糙度則較大，約為Ra＜3～5 μm。這是由陽(yáng)極氧化過(guò)程中鋁的不均衡增長(zhǎng)導(dǎo)致的。因此，在燃燒壁面上使用SiRPA是不可能的。

圖17所示為這種表面粗糙度的差異對(duì)燃燒特性的影響。圖中比較了活塞表面粗糙度為Ra=1 μm和Ra=5 μm時(shí)，EGR率變化對(duì)燃油耗的影響。盡管對(duì)于兩種活塞來(lái)說(shuō)燃油耗都隨EGR率增加而變差，但是，表面粗糙度較大時(shí)惡化程度更大。

粗糙度大的表面會(huì)使燃?xì)庠诒诿嫔系倪\(yùn)動(dòng)速度降低因而會(huì)阻止氣體的擴(kuò)散。因此，高溫燃?xì)庠诒诿娓浇谋３謺r(shí)間會(huì)較長(zhǎng)，從而導(dǎo)致冷卻損失和燃油耗增加。

圖18比較了2種活塞的燃油耗改善效果，一種是在燃燒室內(nèi)腔和活塞頂表面均采用了隔熱涂層的活塞，另一種是僅在錐形唇口外側(cè)局部采用隔熱涂層的活塞。與不采用隔熱涂層的基準(zhǔn)活塞相比，局部涂層活塞的燃油耗改善效果更明顯。圖19所示為相同條件下的氣缸壓力和放熱率。采用局部涂層活塞時(shí)，上止點(diǎn)后的最高放熱率要稍高一些，這是因?yàn)槔鋮s損失降低，從而導(dǎo)致放熱率明顯升高的緣故。圖20比較了基準(zhǔn)活塞和局部涂層活塞的熱平衡。結(jié)果顯示，采用局部涂層時(shí)制動(dòng)功和排氣損失稍有增加，冷卻損失減少，這證明即使活塞采用局部隔熱涂層也具有一定的效果。

根據(jù)采用錐形唇口燃燒室優(yōu)化噴霧分布的效果可以得出如下結(jié)論，僅在錐形唇口外側(cè)邊緣采用SiRPA涂層是以局部涂層方式同時(shí)獲得隔熱和燃燒性能的理想方案。未來(lái)將研究怎樣通過(guò)減小涂層表面粗糙度來(lái)提高隔熱涂層的效果。

5 進(jìn)排氣效率改善

5.1 基于本燃燒概念的進(jìn)排氣開發(fā)方向

為了通過(guò)強(qiáng)渦流來(lái)促進(jìn)擴(kuò)散燃燒，以前采用了雙螺旋氣道。但是，這種設(shè)計(jì)需要權(quán)衡在渦流形成過(guò)程中產(chǎn)生的壓力損失與進(jìn)氣量之間的關(guān)系。

基于減少冷卻損失理念的燃燒概念不需要強(qiáng)渦流。從改善動(dòng)力特性的角度看，這種燃燒概念實(shí)際上要求更加側(cè)重于進(jìn)氣量。因此，將進(jìn)氣道形狀改成了切向和螺旋形狀（圖21）。然后，使通過(guò)分析和優(yōu)化進(jìn)排氣門的直徑和布置，使這種設(shè)計(jì)的容積效率得到了極大改善。

5.2 進(jìn)氣道和氣門直徑研究

圖22所示為進(jìn)氣道的形狀，以及用STAR-CD計(jì)算而得的切向氣道氣流的CFD結(jié)果。采用低雷諾數(shù)（Re）k-ω SST模型研究紊流。這種設(shè)計(jì)的目標(biāo)是要通過(guò)分離切向與螺旋氣道的功能來(lái)改善渦流與體積流量之間的均衡關(guān)系。由于切向氣道主要用于形成渦流，因此，這種設(shè)計(jì)的關(guān)鍵點(diǎn)是要在產(chǎn)生渦流的同時(shí)防止流動(dòng)干擾。雙螺旋氣道就是依靠產(chǎn)生流動(dòng)干擾來(lái)促成強(qiáng)渦流的。針對(duì)流動(dòng)干擾，本研究觀察了大進(jìn)氣門直徑（尺寸增加到設(shè)計(jì)的極限值）和小進(jìn)氣門直徑（使氣門與氣缸壁面產(chǎn)生一定間隙）的優(yōu)缺點(diǎn)（圖23）。

圖24所示為在0.98 kPa恒定壓差條件下采用STAR-CD計(jì)算得到的穩(wěn)態(tài)氣流結(jié)果。計(jì)算所用的模型調(diào)整到使用大、小進(jìn)氣門時(shí)都獲得相同的雙氣道渦流。對(duì)于大氣門直徑，在氣體從切向和螺旋氣道排出后會(huì)立刻產(chǎn)生紊流。這是因?yàn)闅忾T靠近氣缸壁面，因而就會(huì)使進(jìn)入氣缸后形成的渦流與流出氣道沿壁面流動(dòng)的氣流產(chǎn)生干擾。此外，圖25所示為在氣門升程6 mm的穩(wěn)態(tài)氣流條件下，距氣缸蓋底面138 mm處的PIV測(cè)量結(jié)果。與大氣門相比，小氣門由于流動(dòng)干擾較少，會(huì)產(chǎn)生較高的流速，且渦流中心距氣缸中心較近。這種特性對(duì)燃燒也是有利的。圖26所示為實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)得到的性能試驗(yàn)結(jié)果。小進(jìn)氣門的流動(dòng)幾何形態(tài)對(duì)排氣特性也是有利的。

這些結(jié)果證實(shí)，進(jìn)氣門直徑不要太大，氣門與氣缸壁面應(yīng)有足夠的間隙，就能夠用最佳的氣門直徑和布置設(shè)計(jì)來(lái)平衡進(jìn)氣量和渦流。

6 氣缸蓋襯墊的開發(fā)

為了增大進(jìn)排氣道的設(shè)計(jì)靈活性并使氣道的潛在性能最大化，將氣缸蓋螺栓的數(shù)量由6個(gè)減少為4個(gè)。這樣就能使進(jìn)排氣道的形狀最優(yōu)化。為了確保在只采用4個(gè)氣缸蓋螺栓和在92 mm相對(duì)較大缸徑的情況下有足夠的可靠性，對(duì)氣缸蓋螺栓的間距和尺寸進(jìn)行了分析，以優(yōu)化軸向力的分布。此外，還通過(guò)提高氣缸蓋剛度等多種措施來(lái)減小氣缸蓋與氣缸體之間的位移。另外，為了確保較高的密封性能和耐久性，對(duì)氣缸蓋襯墊進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)。

圖30所示為氣缸蓋襯墊的結(jié)構(gòu)。為了提高對(duì)燃?xì)獾拿芊庑阅?，采用了密封圈結(jié)構(gòu)。另外，為防止氣缸蓋螺栓數(shù)量減至4個(gè)后氣缸蓋與氣缸體之間的縱向位移增大，在襯墊內(nèi)腔添加了1塊隔板以增加厚度，并且，通過(guò)嵌入2塊波紋板使密封圈折疊內(nèi)部形成了全波紋結(jié)構(gòu)。這種結(jié)構(gòu)改善了氣缸蓋襯墊的貼合性。

在這種封閉式平臺(tái)的氣缸體結(jié)構(gòu)中，氣缸螺栓的軸向力會(huì)直接傳遞給氣缸套，螺栓周圍的表面壓力就會(huì)增大。這會(huì)導(dǎo)致整個(gè)缸套上的表面壓力發(fā)生變化。減少螺栓數(shù)量會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致壓力分布的變化。圖31所示為解決這個(gè)問(wèn)題的措施。通過(guò)沖壓成形調(diào)整氣缸蓋襯墊內(nèi)板的局部厚度來(lái)優(yōu)化表面壓力分布，從而確保在4個(gè)螺栓條件下實(shí)現(xiàn)均勻的表面壓力分布。

圖32比較了氣缸蓋襯墊的初始復(fù)原特性與老化后的特性。通過(guò)縮小氣缸蓋與氣缸體之間的位移及采用改進(jìn)的氣缸蓋襯墊，改善了密封性和貼合性，并且確保了表面壓力的均勻分布。因此，即使在長(zhǎng)期使用后仍能保持所需的密封性，并且能確保在僅使用4個(gè)氣缸蓋螺栓的情況下保持較高的可靠性。

7 新款ESTEC GD發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油耗和動(dòng)力性能

文章上述部分已經(jīng)介紹了采用減少冷卻損失的燃燒概念和熱波動(dòng)壁面隔熱涂層的情況。這些措施能夠確保冷卻損失明顯減少，且無(wú)需采用任何協(xié)調(diào)措施。此外，采取了按這種燃燒概念對(duì)整臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行優(yōu)化的方法，將氣缸蓋螺栓的數(shù)量減少為4個(gè)，開發(fā)了1種新型氣缸蓋襯墊。尤其是這些措施改善了進(jìn)排氣的流動(dòng)效率，并能采用高效率氣道。

這款ESTEC GD發(fā)動(dòng)機(jī)還采取了各種其他改進(jìn)措施來(lái)提高效率，例如，通過(guò)對(duì)主發(fā)動(dòng)機(jī)單元進(jìn)行改進(jìn)來(lái)減少摩擦損失，以及采用精準(zhǔn)EGR學(xué)習(xí)控制等。其他關(guān)鍵措施還包括采用自主開發(fā)的緊湊型渦輪增壓器，其結(jié)果是提高了進(jìn)排氣性能和效率，并且明顯改善了低端扭矩，后者是柴油機(jī)最具吸引力的特性之一。

圖33至圖35是采用這些措施后的效果。與以前的KD發(fā)動(dòng)機(jī)（圖32）相比，燃油耗得到了明顯改善。按新歐洲行駛循環(huán)（NEDC）針對(duì)圖33所示測(cè)量點(diǎn)進(jìn)行的模擬計(jì)算結(jié)果表明，新發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油耗比KD發(fā)動(dòng)機(jī)的降低了約15%（圖34）。圖35所示為熱效率特性圖以及最高熱效率點(diǎn)時(shí)的熱平衡。新開發(fā)的發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到了約為44%的有效熱效率，并且在寬廣的工況范圍內(nèi)都能達(dá)到高熱效率。

同時(shí)，如圖36所示，發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力特性也得到了極大改善。結(jié)果表明，ESTEC GD發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到了高水平的燃油效率和動(dòng)態(tài)性能。

8 結(jié)論

新開發(fā)的ESTEC GD發(fā)動(dòng)機(jī)采用了1種基于減少冷卻損失的燃燒概念。根據(jù)這種燃燒概念，通過(guò)優(yōu)化進(jìn)氣流、排氣流和發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)等措施來(lái)提高整臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)的效率，取得了以下結(jié)果：獲得高水平燃油效率和動(dòng)態(tài)性能。主要開發(fā)工作包括錐形唇口燃燒室、熱波動(dòng)壁面隔熱、氣缸蓋襯墊，以及氣道優(yōu)化。

（1）開發(fā)了1種錐形唇口燃燒室，通過(guò)限制缸內(nèi)氣流減少了冷卻損失。這種設(shè)計(jì)通過(guò)優(yōu)化噴霧分布提高了空氣利用率，同時(shí)防止了對(duì)排放的不利影響。

（2）基于熱波動(dòng)隔熱技術(shù)開發(fā)了SiRPA涂層。這種涂層被涂覆在對(duì)表面粗糙度不敏感的區(qū)域，以避免對(duì)燃燒產(chǎn)生不利影響。因此，減少了熱損失且限制了對(duì)工作氣體的加熱。

（3）開發(fā)了2種各具獨(dú)立功能的進(jìn)氣道，同時(shí)使進(jìn)氣門與氣缸壁面之間保持一定的間隙。在驗(yàn)證了這些氣道的流動(dòng)干擾情況后，確認(rèn)優(yōu)化的進(jìn)排氣門直徑和布置能明顯改善整個(gè)進(jìn)排氣系統(tǒng)的容積效率。

（4）由于特別強(qiáng)調(diào)要使進(jìn)排氣道的潛在性能最大化，將氣缸蓋螺栓的數(shù)量由6個(gè)減少到4個(gè)。另外，還開發(fā)了1種新型氣缸蓋襯墊，以提高密封性和貼合性，并同時(shí)確?？煽啃?。

（5）由于開發(fā)重點(diǎn)是基于減少冷卻損失的燃燒概念來(lái)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的效率，新款ESTEC 1GD發(fā)動(dòng)機(jī)按NEDC測(cè)試的燃油耗比原KD發(fā)動(dòng)機(jī)的減少了約15%，同時(shí)還獲得了較高的動(dòng)力性能。新開發(fā)的發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到了約為44%的最高熱效率。