全新高效Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的開發(fā)

【韓】 K.Hwang I.Hwang H.Lee H. Park H.Choi K.Lee W.Kim H.KimB.Han J.Lee B.Shin D.Hyun

設(shè) 計(jì) 開 發(fā)

全新高效Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的開發(fā)

【韓】 K.Hwang I.Hwang H.Lee H. Park H.Choi K.Lee W.Kim H.KimB.Han J.Lee B.Shin D.Hyun

現(xiàn)代起亞汽車公司推出適用于混合動(dòng)力車型的全新Kappa 1.6 L 汽油缸內(nèi)直噴(GDI)發(fā)動(dòng)機(jī)，并于2016年初在韓國(guó)市場(chǎng)投產(chǎn)。該機(jī)型達(dá)到了汽油機(jī)力圖實(shí)現(xiàn)40%的最高熱效率；并且能夠輸出充沛的動(dòng)力，滿足車輛的動(dòng)態(tài)行駛性能。開發(fā)全新Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)旨在提高燃油效率。為了獲得最高燃油效率，設(shè)計(jì)了行程缸徑比為1.35的緊湊型燃燒室。采用的關(guān)鍵技術(shù)還包括：高壓縮比阿特金森循環(huán)，帶有高能點(diǎn)火線圈的冷卻廢氣再循環(huán)(EGR)系統(tǒng)，以及強(qiáng)滾流進(jìn)氣道。在大幅抑制爆燃后，燃油效率得以改善。具體做法是采用分離型冷卻系統(tǒng)，并配有2套節(jié)溫器和嵌塊，機(jī)油噴射活塞冷卻技術(shù)，以及中空充鈉排氣門?；趦杉?jí)式壓力控制機(jī)油泵和低流速機(jī)油，以及運(yùn)動(dòng)部件采用的低摩擦涂層等技術(shù)，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的摩擦損失也被控制在最小值。與此同時(shí)，集成了壓力控制閥(OCV)的連續(xù)可變氣門正時(shí)(CVVT)系統(tǒng)具有迅捷的響應(yīng)速度，克服了CVVT系統(tǒng)用在阿特金森循環(huán)上相位角變大的問題。為了符合超低排放車輛(SULEV)排放法規(guī)，噴油器經(jīng)激光鉆孔成型，其燃油噴束形式為強(qiáng)滾流和平頂活塞而作了改進(jìn)，系統(tǒng)噴油壓力達(dá)到了20 MPa。

缸內(nèi)直噴 汽油機(jī)廢氣再循環(huán) 噴油壓力 低摩擦涂層

1 產(chǎn)品介紹

目前大多數(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)制造商的研究重點(diǎn)都是提高發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油效率，為節(jié)能環(huán)保型混合動(dòng)力汽車(HEV)開發(fā)專門匹配的發(fā)動(dòng)機(jī)。

為了搭載于現(xiàn)代汽車公司即將面世的全新C級(jí)(歐洲車輛分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)，包括大眾golf，豐田corolla，本田civic等)混合動(dòng)力車型，有必要為其專門開發(fā)1款高效發(fā)動(dòng)機(jī)。Kappa 1.6 L缸內(nèi)直噴(GDI)發(fā)動(dòng)機(jī)正是首款機(jī)型，并且搭載于混合動(dòng)力車型。如圖1所示，Kappa發(fā)動(dòng)機(jī)型譜包括多個(gè)機(jī)型，其中1.6 L GDI設(shè)計(jì)機(jī)型行程最長(zhǎng)，能達(dá)到最高熱效率。

圖1 Kappa發(fā)動(dòng)機(jī)型譜

由圖2可見，當(dāng)前大多數(shù)汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率為35%～38%，要實(shí)現(xiàn)40%的熱效率可謂一項(xiàng)挑戰(zhàn)。通過對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)硬件和控制系統(tǒng)的聯(lián)合改進(jìn)，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)順利達(dá)成了這一目標(biāo)。

圖2 不同發(fā)動(dòng)機(jī)最大制動(dòng)熱效率散布圖

發(fā)動(dòng)機(jī)40%的高的熱效率得益于以下3方面的技術(shù)改進(jìn)：(1)提高燃燒效率，高壓縮比(13.0)阿特金森循環(huán)，配有強(qiáng)滾流進(jìn)氣道的冷卻EGR，以及同級(jí)機(jī)型中最大的行程缸徑比(1.35)，使得燃燒室有望設(shè)計(jì)得更為緊湊；(2)抑制爆燃，分離型冷卻系統(tǒng)，對(duì)流型冷卻液流道，活塞上開有機(jī)油噴射冷卻油道，以及排氣氣門桿中空填鈉；(3)摩擦控制到最小，采用兩級(jí)式機(jī)油泵和低流速機(jī)油(0W20)，以及在活塞環(huán)和主軸承表面采用低摩擦噴涂層。

2 發(fā)動(dòng)機(jī)

針對(duì)混合動(dòng)力車型應(yīng)用，針對(duì)原先的Kappa 1.4 L 進(jìn)氣道噴射(PFI)發(fā)動(dòng)機(jī)特別設(shè)計(jì)了全新Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)，拉大行程增大了發(fā)動(dòng)機(jī)排量，彌補(bǔ)了采用阿特金森循環(huán)導(dǎo)致功率下降的不足；但該機(jī)型的尺寸仍然適合C級(jí)轎車。新機(jī)型采用了汽油直接噴射系統(tǒng)，同時(shí)提高了燃油效率和性能表現(xiàn)(表1)。

表1 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)規(guī)格

圖3 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)

3 提高熱效率

圖4 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的制動(dòng)比油耗曲線

混合動(dòng)力車型發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行區(qū)域與常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)大為不同。如圖4所示，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)最佳燃效區(qū)為轉(zhuǎn)速1 500～4 000 r/min及扭矩70～120 N·m工況下，制動(dòng)比油耗(BSFC)為240 g/(kW·h)，這也是混合動(dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)在美國(guó)聯(lián)邦測(cè)試規(guī)程(FTP)、美國(guó)06法規(guī)(US06)和城市道路模式下的常用工況?？梢奒appa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)最佳燃效區(qū)大幅優(yōu)于現(xiàn)代汽車公司的舊款1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)。

為了實(shí)現(xiàn)領(lǐng)先同級(jí)機(jī)型的燃油經(jīng)濟(jì)性，使用的關(guān)鍵技術(shù)如下：高壓縮比阿特金森循環(huán)、大滾流比的進(jìn)氣道、超長(zhǎng)行程、冷卻EGR、分離型冷卻系統(tǒng)，以及系統(tǒng)燃油壓力達(dá)到20 MPa的改進(jìn)型噴油器。得益于上述諸項(xiàng)技術(shù)，該款發(fā)動(dòng)機(jī)在車輛主要運(yùn)行區(qū)域的熱效率高達(dá)40%(圖5)。

圖5 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的制動(dòng)熱效率曲線

3.1 緊湊型燃燒室

如果想要將熱損失降到最低，采用緊湊型燃燒室至關(guān)重要。為此需要提高行程缸徑比，同時(shí)減小氣門夾角。

Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用了1.35的超長(zhǎng)行程，以及12°的氣門夾角。增大行程缸徑比意味著減小了面容比，從而降低了熱損失。降低熱損失后，發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油熱效率得以改善(圖6)。

圖6 在行程/缸徑比與面容比影響下的制動(dòng)比油耗變化趨勢(shì)

圖6為行程缸徑比的增大與面容比減小之間的數(shù)據(jù)關(guān)系。在工況點(diǎn)2 000 r/min，制動(dòng)平均有效壓力(BMEP)0.8 MPa處，發(fā)動(dòng)機(jī)燃油耗因?yàn)槊嫒荼葴p小而得以改善。綜合考慮了燃油經(jīng)濟(jì)性的飽和度與活塞速度限值后，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的行程缸徑比最終確定為1.35。當(dāng)行程缸徑比從1.17增大到1.35，面容比減小了13%，發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試評(píng)估后燃油耗亦降低了0.8%。

3.2 改進(jìn)阿特金森循環(huán)

為了減少進(jìn)氣循環(huán)的泵氣損失，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用了進(jìn)氣門推遲關(guān)閉(LIVC)的阿特金森循環(huán)。圖7為Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)分別采用奧托循環(huán)與阿特金森循環(huán)時(shí)的燃油壓力差異對(duì)比。相比奧托循環(huán)，阿特金森循環(huán)的指示平均有效壓力(IMEP)較小，但泵氣損失亦較小，因此阿特金森循環(huán)具有更好的燃油效率。

由圖7可見，奧托循環(huán)下，壓縮比為10.5時(shí)，進(jìn)氣門關(guān)閉(IVC)正時(shí)為下止點(diǎn)后(ABDC)67°的氣門轉(zhuǎn)角，進(jìn)氣門開啟持續(xù)角為224°CA。阿特金森循環(huán)下的壓縮比為13.0，IVC正時(shí)為109°CA ABDC，進(jìn)氣門開啟持續(xù)角為280°CA。

圖7 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)P-V示意圖

通過改善IVC正時(shí)和氣門開啟持續(xù)角，可將泵氣損失降至最小。因?yàn)榘⑻亟鹕h(huán)進(jìn)氣門遲閉特性，有效壓力會(huì)降低，因此有必要提高壓縮比以彌補(bǔ)損失。

圖8顯示了壓縮比與進(jìn)氣門持續(xù)角之間關(guān)系的測(cè)試結(jié)果。圖中每一個(gè)燃油耗數(shù)值表示8個(gè)測(cè)試工況點(diǎn)的平均值，這些工況點(diǎn)代表了混合動(dòng)力車型發(fā)動(dòng)機(jī)的常用運(yùn)行區(qū)域。

圖8 壓縮比和氣門正時(shí)的優(yōu)化

由圖8顯示，將氣門開啟持續(xù)角從240°CA提高至280°CA時(shí)，BSFC出現(xiàn)了相同的變化趨勢(shì)，而且這種趨勢(shì)與EGR的工作狀態(tài)無(wú)關(guān)。因此IVC正時(shí)推遲了40°CA。與此同時(shí)，壓縮比為13.0的曲線處顯示出BSFC的最佳值(最小值)。從有效壓縮比角度來看，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比為13.0時(shí)，等效于常規(guī)奧托循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)上11.5的壓縮比。壓縮比高于13.0以后，發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)爆燃惡化的趨勢(shì)，甚至還連帶影響B(tài)SFC惡化。因?yàn)槿?fù)荷性能這一限制因素，凸輪轉(zhuǎn)角持續(xù)期超過280°CA后便不再提高。

針對(duì)阿特金森循環(huán)進(jìn)氣門開啟持續(xù)角較長(zhǎng)這一特性，對(duì)凸輪做了改進(jìn)，其型線如圖9所示。在相同的開啟與關(guān)閉速度下，改進(jìn)后的進(jìn)氣凸輪飽滿度相比常規(guī)凸輪提高了10%，較之前較低的型線飽和度，改進(jìn)凸輪后其油耗降低了0.5%。

圖9 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門型線

為了能獲得更高的熱效率，以快速燃燒方式抑制爆燃同樣不可或缺，尤其是發(fā)動(dòng)機(jī)同時(shí)采用高EGR率和高壓縮比時(shí)，此時(shí)大量再循環(huán)的排氣會(huì)進(jìn)入燃燒室，導(dǎo)致燃燒速率減慢。

高滾流比是實(shí)現(xiàn)快速燃燒的首選方法。圖10中具有銳角邊緣的長(zhǎng)直進(jìn)氣道，以及改進(jìn)后的氣門座切邊均可有效提高滾流比。

圖10 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道的改進(jìn)

由圖11可見，最終進(jìn)入燃燒室的進(jìn)氣流得以改善。為了避免可能出現(xiàn)流道系數(shù)降低的情況，同時(shí)對(duì)進(jìn)氣道設(shè)計(jì)作了改進(jìn)。

圖11 進(jìn)氣氣流流動(dòng)改善程度的可視化結(jié)果

圖12顯示出滾流比與流動(dòng)系數(shù)之間的折中關(guān)系。從競(jìng)爭(zhēng)對(duì)手機(jī)型的散布圖來看，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)過精心設(shè)計(jì)的進(jìn)氣道在同級(jí)機(jī)型中的領(lǐng)先優(yōu)勢(shì)十分明顯。

圖12 滾流比與流動(dòng)系數(shù)的測(cè)量值散布圖

改進(jìn)活塞頂碗造型亦增強(qiáng)了燃燒室內(nèi)混流的性能。如圖13所示，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)具有偏心圓截面的碗型結(jié)構(gòu)提高了滾流比與湍流動(dòng)能。圖中實(shí)心線代表催化轉(zhuǎn)化器起燃模式下的工況；而虛線代表轉(zhuǎn)速2 000 r/min，全油門(WOT)工況。在2種工況下，具有偏心圓截面碗型設(shè)計(jì)的活塞，表現(xiàn)明顯優(yōu)于具有正圓截面碗型設(shè)計(jì)的活塞。

圖13 不同活塞碗型的流動(dòng)模擬

圖14 不同燃燒室擠流(區(qū))形式下的流速

基于進(jìn)氣道、燃燒室及活塞設(shè)計(jì)的改進(jìn)，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒速率顯著加快。在10%～20%EGR率下，8個(gè)測(cè)試工況點(diǎn)的平均燃燒速率(已燃質(zhì)量比從10%～90%的持續(xù)期)達(dá)到了20°CA。

3.4 改進(jìn)EGR系統(tǒng)

文獻(xiàn)收集和整理分析能力 根據(jù)畢業(yè)論文進(jìn)度安排，一般要求學(xué)生三周內(nèi)理解研究?jī)?nèi)容、收集整理文獻(xiàn)、撰寫研究進(jìn)展、完成開題報(bào)告和緒論寫作。通常要求學(xué)生廣泛閱讀參考文獻(xiàn)，總結(jié)和凝練所選主題的國(guó)內(nèi)外研究進(jìn)展，了解學(xué)科發(fā)展前沿。為此，告知學(xué)生多途徑多通道的文獻(xiàn)收集渠道，指導(dǎo)學(xué)生閱讀文獻(xiàn)的方式，指導(dǎo)學(xué)生信息提取的方法，從而拓展學(xué)生的思維視野，提高文獻(xiàn)收集和整理分析能力。

對(duì)于汽油機(jī)而言，冷卻EGR在提高熱效率方面的作用相當(dāng)可觀。首先，提高了進(jìn)氣歧管壓力，可減少泵氣損失。其次，降低了燃燒室內(nèi)氣體溫度，可令點(diǎn)火正時(shí)提前。

包括Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)在內(nèi)的各類采用阿特金森循環(huán)的發(fā)動(dòng)機(jī)均存在泵氣損失較大的缺陷，因而增大使用EGR率，將點(diǎn)火正時(shí)提前，以此改善燃油效率變得越發(fā)重要和普遍。圖15是Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)EGR系統(tǒng)的布置示意圖。EGR抽吸位置應(yīng)當(dāng)設(shè)于具有最大壓差之處。因此，從催化器前，寬域催化轉(zhuǎn)化器(WCC)上游抽吸回來的排氣將經(jīng)由EGR閥匯入緩沖箱，繼而變成平緩的EGR氣流進(jìn)入各個(gè)氣缸。

圖15 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的EGR系統(tǒng)

為了避免造成各缸之間燃燒不平衡，匯入緩沖箱的EGR氣流必須均勻分配后流進(jìn)各個(gè)氣缸。得益于EGR氣流進(jìn)出分布的改進(jìn)，在主要運(yùn)行轉(zhuǎn)速且EGR高流速狀態(tài)下，發(fā)動(dòng)機(jī)獲得了分配良好的EGR氣流(圖16)。

圖16 EGR氣流的分配

如圖17所示，8個(gè)測(cè)試工況點(diǎn)代表了車輛實(shí)際運(yùn)行區(qū)域，其間的EGR流速偏差得以控制在較小的數(shù)值。

圖17 EGR流速偏差

圖18所示的EGR冷卻器使用了小翼冷卻管，實(shí)現(xiàn)了最高的冷卻效率，而且改進(jìn)了設(shè)計(jì)以滿足EGR率的需要，最終實(shí)現(xiàn)了98%的冷卻效率。

圖18 EGR冷卻器上的小翼

借助對(duì)EGR氣流特性的線性化處理以適應(yīng)氣門開啟，如圖19所示，以及使用具有快速響應(yīng)特性的直流(DC)電機(jī)控制執(zhí)行器，EGR率得以精確控制。

圖19 EGR閥開啟時(shí)的流量特性

圖20所示的110 mJ高能點(diǎn)火線圈可增強(qiáng)常規(guī)工況，以及高EGR率工況下的燃燒穩(wěn)定性。

圖20 初級(jí)電流下的次級(jí)線圈能量特性

如圖21所示，使用110 mJ高能點(diǎn)火線圈后，8個(gè)測(cè)試工況點(diǎn)的BSFC平均改善程度達(dá)到0.3%。

圖21 110 mJ點(diǎn)火線圈對(duì)BSFC的改善程度

EGR率同時(shí)受到IMEP 變動(dòng)系數(shù)(COV)劣化程度、碳?xì)?HC)，以及進(jìn)氣歧管負(fù)壓值大小的限制。Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)具有快速燃燒速率，因而可以承受更高的EGR率?；贓GR系統(tǒng)的改進(jìn)和快速燃燒速率設(shè)計(jì)，高EGR率可應(yīng)用于圖22中車輛實(shí)際行駛范圍的大部分區(qū)域。

圖22 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)EGR率

綜上，使用高能點(diǎn)火線圈與冷卻EGR系統(tǒng)后，車輛在自由行駛工況下主要運(yùn)行區(qū)域的燃油耗可降低3.5%，如圖23所示。

圖23 EGR系統(tǒng)對(duì)燃油耗的改善程度

3.5 抑制爆燃

改進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)可有效改善爆燃情況。為了降低發(fā)動(dòng)機(jī)的爆燃傾向，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用了對(duì)流型冷卻液流道和分離型冷卻系統(tǒng)。如圖24所示，分離型冷卻系統(tǒng)使用1個(gè)附加節(jié)溫器/恒溫器。2個(gè)節(jié)溫器分別用于缸蓋與缸體，并在88℃與105℃時(shí)打開。

冷卻液流經(jīng)缸體內(nèi)的蓄水腔后進(jìn)入缸蓋。流經(jīng)燃燒室的冷卻液相比排氣側(cè)水溫較低，且具有幾乎相同的流速與水溫。各缸間的溫度偏差越小，冷卻液對(duì)燃燒室與進(jìn)氣道的冷卻效果就越好。圖25顯示了Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋中冷卻液流場(chǎng)的計(jì)算流體力學(xué)模擬結(jié)果。

為了避免出現(xiàn)諸如爆燃或提前著火等不正常燃燒現(xiàn)象，必須在不對(duì)缸體作過度冷卻的前提下有效降低缸蓋的溫度。因而Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用了分離型冷卻系統(tǒng)，獨(dú)立控制流經(jīng)缸體和缸蓋的冷卻液溫度，如圖26所示。為了減少活塞的摩擦損失，缸體溫度被控制在較高的溫度(100℃與105℃)；而缸蓋中的冷卻液溫度則控制在相對(duì)較低的溫度，約為90℃。最終缸體的溫度將會(huì)提高7～18℃。

采用分離型冷卻系統(tǒng)與對(duì)流型后，爆燃得以有效抑制，8個(gè)測(cè)試工況點(diǎn)的著火正時(shí)可提前1～3°CA。

Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)具有高達(dá)13.0的壓縮比，旨在改善燃油效率，但效率的改善幅度受到爆燃情況的限制。增強(qiáng)排氣門的傳熱效果也是抑制爆燃的有效措施。

火焰和排氣的熱能會(huì)經(jīng)由排氣門底部表面和氣門桿頸部區(qū)域傳遞，再經(jīng)過與氣門座落座及氣門導(dǎo)管接觸而擴(kuò)散出去。圖27為發(fā)生熱傳遞的通道圖。

圖26 分離型冷卻系統(tǒng)回路

圖27 排氣門的傳熱特性

因此必須增強(qiáng)排氣門，氣門座落座區(qū)，以及氣門導(dǎo)管的散熱率，以降低排氣門的溫度。圖28顯示，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用中空填鈉的排氣門與銅合金氣門導(dǎo)管。

圖28 排氣門的傳熱特性的改善

圖29顯示了采用中空填鈉排氣門與銅合金氣門導(dǎo)桿后，根據(jù)熱分析的對(duì)比圖?？梢娕艢忾T桿頸部的溫度降至128℃，而面向燃燒室一側(cè)的表面溫度降至83℃。因而著火正時(shí)可提前1～2°CA，BSFC改善幅度為0.3%。

圖29 排氣門處排氣傳熱的改善效果

另一項(xiàng)能夠有效抑制爆燃的技術(shù)措施是對(duì)活塞進(jìn)行噴油冷卻，同時(shí)采用活塞冷卻油道。如圖30所示，冷卻油道位于活塞拱頂?shù)牡撞?。噴射出的發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油流經(jīng)目標(biāo)油孔，進(jìn)入活塞上的油道循環(huán)，進(jìn)而冷卻活塞表面。機(jī)油在油道內(nèi)的流道情形可透過光學(xué)攝像機(jī)在活塞頂觀察到，如圖31所示。機(jī)油的循環(huán)流動(dòng)已經(jīng)借由光學(xué)設(shè)備得到驗(yàn)證。

圖30 活塞冷卻流道

圖31 機(jī)油流道內(nèi)流動(dòng)情況的可視圖

如圖32顯示，經(jīng)油道冷卻后，活塞拱頂?shù)臒狳c(diǎn)溫度降幅達(dá)到了17℃。事實(shí)上，得益于活塞噴油冷卻即頂部油道設(shè)計(jì)，著火正時(shí)提前了2～3°CA，爆燃邊界線(BDL)內(nèi)區(qū)域的BSFC改善幅度為0.3%～0.5%。

圖32 活塞表面溫度分析

3.6 減少摩擦損失

Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用了低速兩級(jí)式機(jī)油泵，盡量減少摩擦損失。此種機(jī)油泵組裝于正時(shí)鏈條蓋之上，并由曲軸按1∶1的驅(qū)動(dòng)比直接驅(qū)動(dòng)，其本身由柱塞作機(jī)械控制，并且配有耐久且平價(jià)的封裝方式。

圖33是兩級(jí)機(jī)油泵的油壓曲線。根據(jù)形狀及機(jī)油回路的不同，柱塞控制著油泵在2種不同壓力下的的泄壓壓力。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于中低轉(zhuǎn)速時(shí)，啟用第一級(jí)機(jī)油通道，設(shè)定泄壓壓力值低于常規(guī)油泵，以降低機(jī)油的摩擦損失。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于高轉(zhuǎn)速時(shí)，啟用第二級(jí)機(jī)油通道，設(shè)定更高的機(jī)油壓力，并確保能夠泵送出超過常規(guī)油泵流量的足量機(jī)油。

使用兩級(jí)機(jī)油泵后，摩擦損失得以降低，中低轉(zhuǎn)速下(1 000～3 000 r/min)的BSFC改善幅度達(dá)到了0.2%～0.5%。

圖34 機(jī)油粘度與溫度關(guān)系對(duì)比

Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)還加注了全新開發(fā)的0W20發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油，以降低摩擦。新型機(jī)油的開發(fā)目標(biāo)旨在降低低溫下的機(jī)油粘度，并確保高溫下的持久穩(wěn)定性(圖34)。

偏心曲軸結(jié)構(gòu)亦是改善燃油經(jīng)濟(jì)性的1項(xiàng)實(shí)用技術(shù)。如圖35所示，通過在氣缸中心軸線與曲軸中心軸線之間形成偏心距，可令作功行程期間活塞推力面與氣缸內(nèi)表面之間的摩擦力降至最低。

圖35 偏心曲軸

Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的偏心距可根據(jù)圖36中的摩擦分析而確定。受長(zhǎng)行程發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)所限，該偏心距的最大值為5 mm。

圖36 采用偏心曲軸后摩擦損失的變化趨勢(shì)

與此同時(shí)，活塞環(huán)表面還采用了類金剛石碳(DLC)涂層，以降低活塞運(yùn)動(dòng)的摩擦。

如圖37所示，對(duì)曲軸滑動(dòng)軸承及軸瓦作噴丸處理后，其主軸頸處的接觸摩擦力得以改善。

圖37 主軸頸處數(shù)值涂層處理

4 全負(fù)荷范圍內(nèi)的發(fā)動(dòng)機(jī)性能

壓縮比對(duì)燃油經(jīng)濟(jì)性影響顯著，而相比奧托循環(huán)，阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)因其壓縮比偏低使得輸出功率較小。為克服這一不足，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)通過富有成效的爆燃抑制技術(shù)，在其CVVT系統(tǒng)上集成了改進(jìn)設(shè)計(jì)的進(jìn)/排氣歧管，以及機(jī)油控制閥(OCV)，如圖38所示。

圖38 進(jìn)氣側(cè)CVVT系統(tǒng)集成OCV

CVVT模組集成了OCV后，可令機(jī)油泵回路變短，因而較之常規(guī)CVVT模組響應(yīng)更加迅速，并且可將最大相位角從50°CA擴(kuò)展至70°CA。

圖39 與裝有進(jìn)氣側(cè)CVVT系統(tǒng)時(shí)的運(yùn)行轉(zhuǎn)速對(duì)比

如圖39顯示，在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1 000 r/min，機(jī)油溫度110℃的工況下，常規(guī)CVVT模組運(yùn)行50°CA的時(shí)間內(nèi)，集成有OCV的CVVT模組可在相同時(shí)間內(nèi)運(yùn)行達(dá)70°CA，即后者比前者的運(yùn)行速度快30%。為了獲得更為迅速的響應(yīng)與得到擴(kuò)展的運(yùn)行相位角，集成了OCV的CVVT模組在車輛低轉(zhuǎn)速全負(fù)荷運(yùn)行區(qū)域及瞬態(tài)運(yùn)行方面均有性能優(yōu)勢(shì)。

如圖40顯示，Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)可在C級(jí)轎車領(lǐng)域輸出的動(dòng)力性能參數(shù)極具競(jìng)爭(zhēng)力，功率為77.2 kW，扭矩為147 N·m。

圖40 Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性能

5 排放特性開發(fā)

Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)的開發(fā)旨在滿足美國(guó)SULEV30法規(guī)。期間噴油器改進(jìn)設(shè)計(jì)和電控管理標(biāo)定系統(tǒng)影響十分顯著。

圖41顯示了噴油器在活塞與缸套上的壁面/著壁油膜數(shù)量的差異。2號(hào)三角噴油器的流速為320 g/min，形成的壁面油膜量最少，因而被選作本款發(fā)動(dòng)機(jī)的噴油器。

圖41 催化器起燃時(shí)的壁面油膜模擬

如圖42所示，采用激光鉆孔技術(shù)加工的噴油器具有各自獨(dú)立的噴孔，因而可將燃燒室和活塞頂噴油“濕壁”現(xiàn)象的影響降至最小。而噴油“濕壁”現(xiàn)象將會(huì)稀釋機(jī)油并造成顆粒物排放增加。

圖42 噴油器的獨(dú)立噴孔

圖43顯示了Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)噴油器噴束/噴霧經(jīng)光學(xué)試驗(yàn)設(shè)備驗(yàn)證后的圖象。

圖43 燃油噴束經(jīng)由光學(xué)試驗(yàn)設(shè)備的驗(yàn)證結(jié)果

應(yīng)用該方法時(shí)，噴油正時(shí)與燃油壓力均已經(jīng)改善。尤以催化器起燃(CH)模式下，如圖44所示可采用設(shè)計(jì)試驗(yàn)法(DoE)確定出最佳運(yùn)行參數(shù)。

圖44 采用設(shè)計(jì)試驗(yàn)法時(shí)起燃模式下燃油3次噴射的試驗(yàn)結(jié)果

為了滿足最苛刻的排放法規(guī)，需要精確控制高油壓，即多股/束噴射工況下的(燃油)流速，尤其在較低的流速區(qū)域和催化器起燃模式下。如圖45所示，當(dāng)噴油器需要控制在較低流速時(shí)，為了確保能有足夠時(shí)間噴油，通過改進(jìn)噴油器硬件可令流速降低26%，使噴射時(shí)間保持在0.3 ms。

圖45 低流速下噴油器性能的改善情況

通過計(jì)算與控制噴油器閥門關(guān)閉時(shí)候的燃油流速，借由EMS標(biāo)定控制電磁式噴油器(COSI)功能亦是改善燃油流速偏差的有效方法。如圖46所示，COSI功能可顯著改善噴油流速之間的偏差。

圖46 控制電磁式噴油器功能標(biāo)定的結(jié)果

6 結(jié)論

(1)現(xiàn)代起亞汽車公司將于2016年在韓國(guó)及海外市場(chǎng)發(fā)表全新的Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)。

(2)Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)專為混合動(dòng)力車型(HEV)及插電混合動(dòng)力車型(PHEV)而開發(fā)。燃油經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性能同時(shí)增強(qiáng)，最大制動(dòng)熱效率為40%，最大扭矩為147 N·m，最大功率為77.2 kW。

(3)Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用了多項(xiàng)領(lǐng)先于同級(jí)機(jī)型的技術(shù)，包括： 壓力高達(dá)20 MPa的噴油系統(tǒng)，冷卻EGR系統(tǒng)，分離型冷卻系統(tǒng)，高達(dá)13.5的超大行程缸徑比，以及快速燃燒室結(jié)構(gòu)。

(4)Kappa 1.6 L GDI發(fā)動(dòng)機(jī)躋身當(dāng)今世界最高燃油效率的發(fā)動(dòng)機(jī)之一，并且滿足全美 SULEV30排放法規(guī)。

陳榮俊 譯自 SAE Paper 2016-01-0667

虞 展 編輯

2016-12-05)