关于丰田直列4缸2.8 L ESTEC 1GD-FTV发动机性能分析

摘要：为了应对柴油机日益增长的需求，并力求在提高扭矩性能的同时实现节能，开发了1款新型高效率2.8 L直列4缸柴油机。该发动机以1种创新的燃烧概念为基础，通过减少冷却损失，使发动机效率得到了提高。通过限制缸内气流及改善燃烧室隔热，减少了冷却损失。为了避免限制气流对排放产生影响，开发了1种能够通过优化缸内燃油分布来提高缸内气体利用率的新燃烧室形状。采用了1种能够根据气体温度改变壁面温度的新型隔热涂层来提高燃烧室的隔热性能，因而减少了冷却损失，并避免了进气加热的协调作用。为了采用这种燃烧概念，并同时提高动力性能，必须着重调整进排气道的高流量特性。通过采用具有独立功能的进气道、优化进气门的直径和布置、以及提高进排气系统的总体效率实现了这种调整。由于优化气道形状需要更大的设计自由度，因此开发了1种具有较高密封性能的新型气缸盖衬垫，这种缸径为92 mm的气缸盖衬垫仅采用4个缸盖螺栓。由于整台发动机都贯彻这种燃烧概念，并结合各种减小摩擦的技术，该发动机的CO2排放比原有机型的减少了约15%，最高热效率约达到44%。

由于全球环保和节能意识的不断增强，对具有更低和更清洁排放的车辆的需求持续增加。

在混合动力车辆的引领下，越来越多的环保车辆正在投放市场。柴油机则是环保技术的另一个实例。柴油机因其卓越的燃油经济性、可靠性和大扭矩，在SUV和商用车市场尤其受欢迎。

为了顺应这种发展趋势，丰田汽车公司按照超高热效率燃烧的经济性（ESTEC）开发理念，开发并投放了1款颇具吸引力的2.8 L新型直列4缸1GD-FTV柴油机。

表1是1GD〖CD*2〗FTV发动机的具体参数。为了获得更高的效率，对现有1KD-FTV发动机的缸径和其他基本参数进行了修改。考虑到对未来其他用途的适用性，排量有所缩减，低转速下的发动机扭矩（低端扭矩）和最高功率均有所提高，使发动机达到了高水平的经济性和动力性能。同时，鉴于使用的燃油品质有差异，为了提高运转可靠性，增大了压缩比。

发动机的燃烧特性在提高效率方面起着实质性作用。这款发动机的开发着重关注了这些特性，并采用了先前提出的减少冷却损失的燃烧概念。为了利用这些燃烧特性，提高了进排气的效率，以提高动力性能，为了能够采用新的进排气道，对发动机的基本结构进行了修改。本文介绍了该发动机是如何根据推荐的燃烧概念来提高效率和性能的，并详细介绍了1GD发动机采用这种燃烧概念的效果。

1 燃烧概念和发动机系统的目标

图1所示为部分负荷下的热平衡。由于大部分热能是由冷却损失、排气损失和摩擦损失耗散掉的，因此，必须减少这些损失以降低发动机的燃油耗。然而，由于减少排气损失可能会使排气温度降低并会对催化系统产生不利影响，因此，为了实现清洁低排放，这种燃烧概念要求优先减少冷却损失：

Qw=α(Tg－Tw)（1）

式（1）为热流量公式，其中α为导热系数（W/（m2·K）），Tg为缸内气体温度（K），Tw为燃烧室壁面温度（K），Qw为热流量（W/m2）。为了减少冷却损失，必须通过限制缸内气流来减小导热系数，使燃烧气体与燃烧室壁面之间的温度差最小。

作为减小导热系数的第一步，开发了1种新的燃烧室形状，该燃烧室的唇口有1个锥面（称之为锥形唇口燃烧室）（图2）。图3所示为上止点后16°CA时缸内气体速度和燃烧室壁面热流量的计算流体动力学（CFD）结果。除了涡流外，逆向挤流的作用也会在唇口处产生大量热损失。可以通过改善燃油与空气的混合来减少发动机的排放。

锥形唇口燃烧室的设计是通过减小挤流区的尺寸和限制挤流量来减少冷却损失的。限制逆向挤流可能会产生的1个不利作用是排放恶化。为了抑制排放的增加，新设计的锥形部分能够优化燃烧室内外的喷雾分布，并且能够有效地利用锥面顶部处的燃烧室外部空间。

接下来，为了使缸内气体与燃烧室壁面之间的温度差最小化，在活塞上采用了热波动壁面隔热技术。传统隔热技术的1个缺点是燃烧室壁面的温度升高会使工作气体加热，因而会对容积效率和NOx排放产生不利影响。为了克服这些问题，必须根据缸内气体温度来改变壁面温度，以减少冷却损失和防止对进气加热。

由于这一燃烧概念的目标是减少冷却损失，因而不需要强烈的缸内气流。此外，为了提升小型化发动机的动态性能，必须大幅度提高进排气的效率和流量。通过提高进排气效率，就可以采用结构更加紧凑的涡轮增压器，这样会对排气系统、燃油耗，以及低端扭矩产生各种有利影响。进排气系统在满足这些要求方面起着主要作用。因此，除了开发新型进排气道形状外，还采取了大范围的改进措施，包括进排气门的直径和布置。同时，为了能采用这种新颖进排气系统，还对发动机的基本结构进行了全面重新设计。由于采用了这种新燃烧概念，发动机的效率和动力性能都得到了改善。

2 试验系统

表2为试验发动机的技术规格，图4为试验系统的示意图。为了检验锥形唇口燃烧室的效果，采用了与以前燃烧室相同的压缩比和气道涡流比。采用Horiba公司生产的Mexa-700排气测量系统测定发动机的排气成分，采用AVL公司生产的415S烟度计，测量排气烟度。在锥形唇口燃烧室上观测了波动隔热涂层的效果。

除了利用叶轮式涡流计调整涡流和流量系数外，还利用图5所示的粒子成像速度仪（PIV）对流动现象进行了可视化测量和分析。

3 锥形唇口燃烧室的效果

3.1 部分负荷性能

为了确定锥形唇口燃烧室的特性，利用CDadapco公司的STAR-CD软件进行了CFD分析。分别采用RNG k-ε模型和ECFM-3Z模型对紊流和燃烧进行了分析。表3和图6所示为2400 r/min和0.7 MPa平均有效压力（BMEP）条件下的计算结果。图中结果表明，锥形唇口燃烧室使挤流速度有所降低。热损失图表明，在上止点后8°CA燃烧开始后，具有低流量特征的锥形唇口燃烧室的活塞壁面的热损失较小。与之相反，气缸盖壁面的热损失在上止点后10°CA以后不断增加。尽管这一热损失有所增加，但是与以前的缩口型燃烧室相比，锥形唇口燃烧室的总热损失减少了约10 J。

图7比较了相同条件下缸内当量比的时间序列结果。采用锥形唇口燃烧室时，锥形唇口会促使喷雾向圆周外侧和气缸盖方向运动，从而会在20°CA ATDC时在挤流区上方形成过浓混合气。据此可以得出结论，采用锥形唇口燃烧室时气缸盖壁面热的损失减少是由挤流区的局部过浓混合气导致的，这会导致燃烧气体温度局部升高。在30°CA ATDC时，由于锥形唇口能使燃油朝燃烧室内侧和外侧优化分布，因而能促进锥形唇口燃烧室内的稀薄燃烧，因此能像预期的那样将这种过浓混合气区域分解开来。

根据CFD分析结果,设计了1种锥形唇口优化的燃烧室，以减少冷却损失和获得最佳的喷雾分布。图8所示为表2所列的1台实际发动机的性能评估结果。与CFD结果一致，这种燃烧室设计在减少冷却损失的同时还降低了燃油耗，且不会增加排放。此外，一部分冷却损失的减少会导致排气损失较大，因此，燃油耗降低，排气温度升高。

结果显示，低流量会导致烟度较高。通过利用激光诱导炽光法（LII）测量挤流区的碳烟浓度，详细分析了排放未增加的原因。由于试验装置尺寸的限制，缸径必须设置为86 mm。为此将评估燃烧室用的缸径（92 mm）改为86 mm，而燃烧室形状保持相同。表4、图9和图10所示为与挤流区侧向测得的碳烟浓度密切相关的LII信号的强度。在5°CA ATDC的初始燃烧位置，锥形唇口燃烧室挤流区的LII信号强度很强。但是，在15°CA ATDC时，它与缩口型燃烧室的差异实际上已经消失。图11所示为每个曲轴转角下测得的累计LII信号强度的变化曲线。采用锥形唇口燃烧室时，挤流区的碳烟生成量在燃烧循环早期有所增加。然后，当挤流区的燃烧条件变稀薄时，碳烟的氧化速度便加快，因而锥形唇口燃烧室发动机的碳烟浓度仍能保持与缩口型燃烧室发动机的相似。

图12为在相同碳烟浓度条件下全负荷时的空燃比比较（1400 r/min和3400 r/min）。如图所示，锥形唇口燃烧室的空燃比可以设置得更大。根据已确认的锥形唇口燃烧室的特性，优化喷雾分布就能抵消全负荷和部分负荷时的排放增加。

这些结果证实，锥形唇口燃烧室可以通过降低流量减少冷却损失，以及将一部分冷却损失的减少转换成排气损失来降低燃油耗。而排气损失会导致排气温度升高。此外，锥形唇口形状有利于燃烧气体的膨胀，并能通过在挤流区创造稀燃条件来促进燃烧，因而能限制对碳烟的不利影响。

4 燃烧室隔热的效果

4.1 热波动壁面隔热技术

作为减少冷却损失的另一种途径，采用了热波动壁面隔热技术来减少燃烧室的热损失。

通过减小壁面上隔热层的导热率（λ）和体积比热容（Cρ），隔热涂层的表面温度即使在极短的循环时间内也会发生明显变化。图13为不同类型燃烧室的壁面温度和工作气体温度的示意图。在燃烧过程中，隔热涂层表面的温度随燃烧气体温度的升高而升高。因此，表面温度与燃烧气体温度的差异减小。由于隔热涂层的热容量较小，在紧接着的排气冲程中表面温度会快速下降，从而有助于防止在进气冲程中对进气的加热。

为了能采用热波动壁面隔热技术，采用了石英增强多孔阳极氧化铝（SiRPA）作为隔热涂层材料。图14所示为SiRPA涂层的结构，表5为它的热力学特性。

SiRPA涂层的形成过程如下： 在活塞用的高硅铝合金表面形成一层阳极氧化膜后，用1种高度耐热的石英密封材料喷涂在阳极氧化膜上，并进行浸渍和热处理，使之形成1层几微米厚的防护膜。这种材料能够防止因燃烧压力作用产生的气体侵入，同时还能提高涂层的强度。利用密封剂强化涂层能确保它在活塞上应用具有足够的可靠性。图15是SiRPA与其他常规材料的热力学特性比较。与氧化锆和其他陶瓷热障涂层相比，SiRPA的导热率约为它们的1/3，体积比热容约为50%。

4.2 热波动壁面隔热技术在燃烧室上的应用

图16所示为燃烧室上的隔热涂层区域。考虑到SiRPA涂层对燃烧的影响，燃烧室的内部没有采用涂层，仅在锥形唇口外侧采用了SiRPA涂层。

燃烧室壁面的机加工表面粗糙度通常为Ra＜1 μm，与这种高度光滑的表面相比，SiRPA的表面粗糙度则较大，约为Ra＜3～5 μm。这是由阳极氧化过程中铝的不均衡增长导致的。因此，在燃烧壁面上使用SiRPA是不可能的。

图17所示为这种表面粗糙度的差异对燃烧特性的影响。图中比较了活塞表面粗糙度为Ra=1 μm和Ra=5 μm时，EGR率变化对燃油耗的影响。尽管对于两种活塞来说燃油耗都随EGR率增加而变差，但是，表面粗糙度较大时恶化程度更大。

粗糙度大的表面会使燃气在壁面上的运动速度降低因而会阻止气体的扩散。因此，高温燃气在壁面附近的保持时间会较长，从而导致冷却损失和燃油耗增加。

图18比较了2种活塞的燃油耗改善效果，一种是在燃烧室内腔和活塞顶表面均采用了隔热涂层的活塞，另一种是仅在锥形唇口外侧局部采用隔热涂层的活塞。与不采用隔热涂层的基准活塞相比，局部涂层活塞的燃油耗改善效果更明显。图19所示为相同条件下的气缸压力和放热率。采用局部涂层活塞时，上止点后的最高放热率要稍高一些，这是因为冷却损失降低，从而导致放热率明显升高的缘故。图20比较了基准活塞和局部涂层活塞的热平衡。结果显示，采用局部涂层时制动功和排气损失稍有增加，冷却损失减少，这证明即使活塞采用局部隔热涂层也具有一定的效果。

根据采用锥形唇口燃烧室优化喷雾分布的效果可以得出如下结论，仅在锥形唇口外侧边缘采用SiRPA涂层是以局部涂层方式同时获得隔热和燃烧性能的理想方案。未来将研究怎样通过减小涂层表面粗糙度来提高隔热涂层的效果。

5 进排气效率改善

5.1 基于本燃烧概念的进排气开发方向

为了通过强涡流来促进扩散燃烧，以前采用了双螺旋气道。但是，这种设计需要权衡在涡流形成过程中产生的压力损失与进气量之间的关系。

基于减少冷却损失理念的燃烧概念不需要强涡流。从改善动力特性的角度看，这种燃烧概念实际上要求更加侧重于进气量。因此，将进气道形状改成了切向和螺旋形状（图21）。然后，使通过分析和优化进排气门的直径和布置，使这种设计的容积效率得到了极大改善。

5.2 进气道和气门直径研究

图22所示为进气道的形状，以及用STAR-CD计算而得的切向气道气流的CFD结果。采用低雷诺数（Re）k-ω SST模型研究紊流。这种设计的目标是要通过分离切向与螺旋气道的功能来改善涡流与体积流量之间的均衡关系。由于切向气道主要用于形成涡流，因此，这种设计的关键点是要在产生涡流的同时防止流动干扰。双螺旋气道就是依靠产生流动干扰来促成强涡流的。针对流动干扰，本研究观察了大进气门直径（尺寸增加到设计的极限值）和小进气门直径（使气门与气缸壁面产生一定间隙）的优缺点（图23）。

图24所示为在0.98 kPa恒定压差条件下采用STAR-CD计算得到的稳态气流结果。计算所用的模型调整到使用大、小进气门时都获得相同的双气道涡流。对于大气门直径，在气体从切向和螺旋气道排出后会立刻产生紊流。这是因为气门靠近气缸壁面，因而就会使进入气缸后形成的涡流与流出气道沿壁面流动的气流产生干扰。此外，图25所示为在气门升程6 mm的稳态气流条件下，距气缸盖底面138 mm处的PIV测量结果。与大气门相比，小气门由于流动干扰较少，会产生较高的流速，且涡流中心距气缸中心较近。这种特性对燃烧也是有利的。图26所示为实际发动机得到的性能试验结果。小进气门的流动几何形态对排气特性也是有利的。

这些结果证实，进气门直径不要太大，气门与气缸壁面应有足够的间隙，就能够用最佳的气门直径和布置设计来平衡进气量和涡流。

6 气缸盖衬垫的开发

为了增大进排气道的设计灵活性并使气道的潜在性能最大化，将气缸盖螺栓的数量由6个减少为4个。这样就能使进排气道的形状最优化。为了确保在只采用4个气缸盖螺栓和在92 mm相对较大缸径的情况下有足够的可靠性，对气缸盖螺栓的间距和尺寸进行了分析，以优化轴向力的分布。此外，还通过提高气缸盖刚度等多种措施来减小气缸盖与气缸体之间的位移。另外，为了确保较高的密封性能和耐久性，对气缸盖衬垫进行了改进设计。

图30所示为气缸盖衬垫的结构。为了提高对燃气的密封性能，采用了密封圈结构。另外，为防止气缸盖螺栓数量减至4个后气缸盖与气缸体之间的纵向位移增大，在衬垫内腔添加了1块隔板以增加厚度，并且，通过嵌入2块波纹板使密封圈折叠内部形成了全波纹结构。这种结构改善了气缸盖衬垫的贴合性。

在这种封闭式平台的气缸体结构中，气缸螺栓的轴向力会直接传递给气缸套，螺栓周围的表面压力就会增大。这会导致整个缸套上的表面压力发生变化。减少螺栓数量会进一步导致压力分布的变化。图31所示为解决这个问题的措施。通过冲压成形调整气缸盖衬垫内板的局部厚度来优化表面压力分布，从而确保在4个螺栓条件下实现均匀的表面压力分布。

图32比较了气缸盖衬垫的初始复原特性与老化后的特性。通过缩小气缸盖与气缸体之间的位移及采用改进的气缸盖衬垫，改善了密封性和贴合性，并且确保了表面压力的均匀分布。因此，即使在长期使用后仍能保持所需的密封性，并且能确保在仅使用4个气缸盖螺栓的情况下保持较高的可靠性。

7 新款ESTEC GD发动机的燃油耗和动力性能

文章上述部分已经介绍了采用减少冷却损失的燃烧概念和热波动壁面隔热涂层的情况。这些措施能够确保冷却损失明显减少，且无需采用任何协调措施。此外，采取了按这种燃烧概念对整台发动机进行优化的方法，将气缸盖螺栓的数量减少为4个，开发了1种新型气缸盖衬垫。尤其是这些措施改善了进排气的流动效率，并能采用高效率气道。

这款ESTEC GD发动机还采取了各种其他改进措施来提高效率，例如，通过对主发动机单元进行改进来减少摩擦损失，以及采用精准EGR学习控制等。其他关键措施还包括采用自主开发的紧凑型涡轮增压器，其结果是提高了进排气性能和效率，并且明显改善了低端扭矩，后者是柴油机最具吸引力的特性之一。

图33至图35是采用这些措施后的效果。与以前的KD发动机（图32）相比，燃油耗得到了明显改善。按新欧洲行驶循环（NEDC）针对图33所示测量点进行的模拟计算结果表明，新发动机的燃油耗比KD发动机的降低了约15%（图34）。图35所示为热效率特性图以及最高热效率点时的热平衡。新开发的发动机达到了约为44%的有效热效率，并且在宽广的工况范围内都能达到高热效率。

同时，如图36所示，发动机的动力特性也得到了极大改善。结果表明，ESTEC GD发动机达到了高水平的燃油效率和动态性能。

8 结论

新开发的ESTEC GD发动机采用了1种基于减少冷却损失的燃烧概念。根据这种燃烧概念，通过优化进气流、排气流和发动机结构等措施来提高整台发动机的效率，取得了以下结果：获得高水平燃油效率和动态性能。主要开发工作包括锥形唇口燃烧室、热波动壁面隔热、气缸盖衬垫，以及气道优化。

（1）开发了1种锥形唇口燃烧室，通过限制缸内气流减少了冷却损失。这种设计通过优化喷雾分布提高了空气利用率，同时防止了对排放的不利影响。

（2）基于热波动隔热技术开发了SiRPA涂层。这种涂层被涂覆在对表面粗糙度不敏感的区域，以避免对燃烧产生不利影响。因此，减少了热损失且限制了对工作气体的加热。

（3）开发了2种各具独立功能的进气道，同时使进气门与气缸壁面之间保持一定的间隙。在验证了这些气道的流动干扰情况后，确认优化的进排气门直径和布置能明显改善整个进排气系统的容积效率。

（4）由于特别强调要使进排气道的潜在性能最大化，将气缸盖螺栓的数量由6个减少到4个。另外，还开发了1种新型气缸盖衬垫，以提高密封性和贴合性，并同时确保可靠性。

（5）由于开发重点是基于减少冷却损失的燃烧概念来提高发动机的效率，新款ESTEC 1GD发动机按NEDC测试的燃油耗比原KD发动机的减少了约15%，同时还获得了较高的动力性能。新开发的发动机达到了约为44%的最高热效率。