本田思域新型3缸1.0 L 增壓直噴式汽油機

【日】T.Niizato等

【譯】範明強

【編輯】何丹妮伍賽特

摘要：從2015年以來，本田公司已將VTEC Turbo的渦輪增壓直噴式汽油機系列產品投放市場。2007年年初又將新開發的3缸1.0 L直噴式汽油機引入歐洲市場，充分將發動機小型化和降低摩擦的技術使用在第10代思域（Civic）轎車上，與原機型相比節油達26%。

關鍵詞：汽油機增壓直噴

1新型3缸機概況

爲了拓寬VTEC Turbo渦輪增壓直噴式汽油機系列產品, 本田公司又新開發了3缸1.0 L渦輪增壓直噴式汽油機（圖1）,不僅降低了燃油耗，而且還改善了行駛功率。衆所周知，VTEC渦輪增壓發動機的共同特點是採用缸內充量高滾流運動、側置多孔噴油器以及電控增壓壓力調節閥智能調節增壓壓力，實現快速燃燒。爲了實現阿特金森循環，在採用雙凸輪軸相位調節器（VTC）的基礎上，進氣門附加了應用可變氣門正時和升程電子控制（VTEC）技術，從而在小氣門升程時降低了燃油耗，同時還應用了降低摩擦的技術，以進一步提高效率，與原機型相比，其新歐洲行駛循環（NEDC）燃油耗降低了約26%（圖2）。

圖1 新型3缸1.0L增壓直噴式汽油機

圖2 NEDC行駛循環CO2排放的比較

2技術規格和發動機結構

這款新型1.0 L渦輪增壓直噴式汽油機是作爲1.5～1.8 L自然吸氣機型的後續機型開發的，表1列出了新機型與原機型重要的技術參數的比較。如氣缸直徑、缸心距、曲軸箱高度、氣缸中心線偏斜、氣門機構結構和噴油器位置等，其基本特性參數提高了生產效率和1.5 L自然吸氣機型通用件。

圖3示出了該發動機的縱橫剖面圖及其冷卻液循環流動狀況。氣缸體曲軸箱採用鋁合金壓鑄而成，並鑲鑄進鑄鐵氣缸套內。冷卻液由一個設置在氣缸套曲軸箱前的預分配器分成兩股支流，其中一股支流進入氣缸體曲軸箱，並向上流入氣缸蓋，而另一股支流則被直接引入氣缸蓋，以此可調節氣缸體曲軸箱與氣缸蓋之間的冷卻液流量，並通過氣缸蓋密封墊上開孔橫截面的變化而進行優化，採取該方式就能確保合適的溫度狀況，同時還能改善燃燒室的冷卻狀況。除了上述的冷卻液流動之外，將氣缸蓋中的冷卻水套垂直分成上下兩部分，這樣溫度較低的冷卻液流經氣缸蓋下方的冷卻水套，使每個氣缸的燃燒室得到均勻的冷卻，同時這種分成兩部分的冷卻水套能從上方和下方有效地冷卻排氣管。

圖3 發動機縱橫剖面圖及其冷卻循環迴路

爲了降低熱慣性，氣缸蓋裝備了一個整體式排氣歧管，可有助於迅速地激活催化轉化器，並降低暖機期間催化轉化器加熱階段的燃油耗，最終達到降低廢氣排放的目標。同時，還能降低全負荷時的廢氣溫度，使廢氣渦輪增壓器採用標準的耐高溫材料。該型式還能降低氣缸蓋的熱負荷，並有效減少高負荷時的燃油加濃問題，從而獲得更低的燃油耗。

3燃燒方案

與已投放市場的4缸1.5 L和2.0 L-VTEC發動機一樣，新型3缸機也採用快速燃燒方式，而挑戰在於新款3缸機採用73 mm相對較小的氣缸直徑和側置燃油直接噴射，卻要達到功率和廢氣排放的高目標值。

對自然吸氣機型的氣門、火花塞以及噴油器位置等角度出發，進行燃燒室的設計。進氣道和活塞頂的形狀被設計成能促進缸內充量滾流運動快速燃燒的形式，並且爲了避免被燃油潤溼減小了進氣門直徑。圖4所示的缸內流動模擬圖表明，吸入的空氣沿着屋頂形燃燒室和平坦的碟形活塞頂流動，並且與1.5L自然吸氣機型相比，能產生更爲強烈的滾流運動。

（a）

（b）

圖4 缸內流動和燃燒延遲與FEV現有發動機分佈帶的比較

這種新機型的滾流運動在壓縮行程期間一直持續進行，並最終在到達上止點前還會轉化成較高的擾流動力學能量，該現象對於通過火焰的迅速傳播以獲得高的燃燒速度是十分重要的。同樣在圖4示出的全負荷燃燒延遲也位於FEV現有發動機分佈帶的下端，這就表明了加強滾流流動的有利效果，這不僅在模擬計算而且也在着火運轉試驗中得到了證實。

4曲柄連桿機構

圖5示出了曲柄連桿機構的設計結構。在3缸發動機上由第一階慣性矩引起的振動是難以消除的，即使如此，爲了避免增加摩擦和質量，仍沒有使用平衡軸，而是採用平衡塊來優化振動質量的平衡狀況，這樣能降低發動機懸掛點上的垂直振動，相比水平振動更有助於改善車身的振動。在發動機開發時曾試驗過各種不同的平衡方案，最終選擇了平衡75%振動質量的方案，可見該方案的垂直振動最小。

除此之外，爲了減小發動機的滾動摩擦，選擇了異乎尋常小的主軸承和連桿軸承直徑，這通過氮化鋼的應用即可實現。圖5上示出的振動部件平均摩擦壓力的比較表明，這種新機型的摩擦處於當時FEV分佈帶的下端。減小軸承直徑會導致較高的扭轉振動，從而導致發動機噪聲和振動狀況的惡化，但是爲了避免出現此類問題，曲軸扭振減振器的慣性質量和自振頻率已經進行了仔細的優化。

活塞具有機油冷卻通道，這樣藉助於機油噴嘴的強制冷卻，活塞頂溫度能降低30 K以上，並有效改善爆震的性能。當採用較高的壓縮比和最佳的點火定時，能使新歐洲行駛循環（NEDC）燃油耗節油達0.5%，而且活塞頂溫度的降低還能減少了活塞環槽的磨損，因此即使在發動機具有高的升功率的情況下，活塞仍不需要相應的表面處理（如陽極氧化處理）。用於冷卻活塞的機油噴嘴具有一個整體式的止回閥，而且被設計成僅在按需調節機油泵高壓力運行時，纔打開此閥噴射機油冷卻活塞頂，同時機油泵由電磁閥根據發動機運行狀況進行電子控制。

（a）

(b)

圖5 曲柄連桿機構及其摩擦情況

5氣門機構

圖6示出了氣門機構的結構及其在不同特性曲線場區域中的氣門升程曲線。新機型的氣門機構在進氣側和排氣側都使用了凸輪軸相位調節器（VTC），此外進氣側還採用了可變氣門正時和升程電子控制系統（VTEC）。在小氣門升程情況下，氣門升程和氣門開啓持續時間被調整到可使進氣門早關從而實現阿特金森循環，而在需要高功率時，搖臂就被切換到全氣門升程。採取該方式就能改善低負荷的燃油耗，同時在高負荷時又能獲得大的扭矩。採取這種運行策略，在低負荷時選擇了進氣門早關就能減少泵吸損失。在小氣門升程時，比燃油耗（be）可降低5%，而整車NEDC燃油耗則可降低2%。正如圖6中VTEC特性場所示，根據運行狀況（如發動機負荷和轉速）進行最佳的VTC和VTEC控制。

（a）

(b)

圖6 氣門機構及其換氣控制

總長度較短的3缸機，在配備廢氣渦輪增壓器的情況下能提供小的結構空間，因此可變凸輪軸相位調節器必須十分緊湊。在這裏所介紹的發動機採取了VTC執行器和機油調節閥都位於凸輪軸軸線上的佈置方案，這樣能簡化循環迴路，而且集成的止回閥有助於縮短工作時間。

6皮帶傳動機構

新機型的凸輪軸和機油泵都由內置式齒形皮帶傳動，如圖7所示。因齒形皮帶位於發動機內，皮帶的運轉噪聲被隔音而降低，同時因取消了皮帶導軌，發動機的摩擦也降低了1.8%。與傳統的正時鏈相比，新機型在NEDC工況下燃油耗降低了0.6%。開發時選擇的齒形皮帶材料對機油具有可靠的穩定性。同樣，圖7中也示出了與在空氣中運轉的傳統齒形皮帶相比的疲勞強度，其中在機油中運轉的齒形皮帶呈現出明顯更高的使用壽命。

（a）

(b)

圖7 皮帶傳動機構的結構和疲勞強度與傳統齒形皮帶的比較

7按需調節機油泵

渦輪降低發動機摩擦和熱損失採用了一種按需調節的機油泵。圖8示出了這種機油泵的剖面圖，它佈置於發動機下部，並由曲軸通過在機油中運轉的齒形皮帶傳動。機油泵通過擺動被用作旋轉葉片泵外圈的調節環改變偏心度來實現調節功能，作用於調節環上方和下方的機油壓力就是用來控制偏心度的，而電控電磁閥則根據發動機負荷和轉速在兩個等級之間轉換機油壓力，採取這種方式就能保持或降低額定機油壓力，而機油壓力則是藉助於柱塞從而被調整到目標值的，這樣即使在發動機暖機時機油溫度低粘度高的情況下，在低機油壓力運行模式下能防止機油壓力劇烈升高，此時切斷機油噴射冷卻活塞可將熱損失降低到最低程度。

圖8 按需調節機油泵的結構和運行模式

當發動機運行值超過某個閾值時，機油泵就進入高機油壓力運行模式。活塞溫度必須通過噴射機油冷卻或在高負荷或高轉速下降低連桿軸承溫度，就使得發動機必須進入高機油壓力運行模式。與無壓力調節功能的傳統機油泵相比，按需調節機油泵在燃油耗方面的優勢主要在NEDC早期階段通過降低摩擦獲得，而在第二階段中則是通過降低熱損失帶來了明顯的好處。由於降低了摩擦和減少了活塞冷卻的熱損失，NEDC燃油耗總共可降低1%。

8冷卻系統

電動調節節溫器（圖9）能減小摩擦，因而能降低燃油耗，此外還能提高發動機的熱可靠性。電動調節節溫器位於發動機冷卻液出口處，其中蠟感溫元件打開節溫器閥盤的溫度被調整到103 ℃，比傳統機械式節溫器的開啓溫度高20 ℃。在發動機低負荷運行期間，冷卻液和機油被保持在較高的溫度，從而能減少機械摩擦。蠟感溫元件中的圓柱形護套內含有一個陶瓷加熱元件，因而能夠在較低的冷卻液溫度下藉助於蠟加熱膨脹打開節溫器。

（a）

(b)

圖9 電動調節節溫器剖面圖及其在NEDC循環中發動機摩擦的比較

電動調節節溫器系統通過提高冷卻液和機油溫度能顯著降低發動機摩擦，從而使NEDC燃油耗降低0.6%。在發動機高負荷運行期間，加熱元件起作用，使冷卻液保持在較低的溫度，因而能如傳統節溫器系統那樣確保發動機的溫度狀況。該節溫器能在短期內起作用，因而能夠在突然加速的情況下防止發動機過熱。

9功率和效率

新機型的最大功率爲95 kW，與1.5 L自然吸氣機型相當，而200 N·m的最大扭矩甚至高於1.8 L自然吸氣機型，在2 250 r/min時就已達到了最大扭矩，並且直至4 500 r/min時仍保持90%最大扭矩的水平，從而在城市交通情況下能有出色的加速性能。圖10示出了新機型的比燃油耗和部分負荷燃油耗特性曲線場及其與競爭機型的比較。