隨著各國油耗排放法規(guī)日益收緊，各個主機廠的工程師使出渾身解數(shù)，力求新研發(fā)的動力單元在保證同等動力水平下，燃費更低排放更少。渦輪增壓、直噴、水冷EGR、多擋變速器等技術(shù)，就是在上述時代背景之下，應(yīng)運而生。

即便法規(guī)如此嚴苛，同時一些電動“大趨勢”主機廠叫囂著“Blue sky is coming”，但仍然有主機廠認為，在可預(yù)見的未來，搭載內(nèi)燃機的純?nèi)加推嚰盎旌蟿恿ζ?，會是未來的主流。因此，提升?nèi)燃機，特別是在乘用車領(lǐng)域廣泛應(yīng)用的汽油機熱效率，便成為重中之重。

當(dāng)然不止豐田，本田對于未來也是有相似的展望。本田的觀點認為，面對未來幾年日益收緊的排放法規(guī)，將汽油機熱效率提升至45%或以上，是十分必要的。

先定個小目標(biāo)

按以往的經(jīng)驗，采用稀薄燃燒技術(shù)，可能是讓45%熱效率達成的有效辦法。但考慮到這樣會造成排氣后處理系統(tǒng)“壓力山大”，本田還是選擇基于化學(xué)計量比空燃比（空燃比=14.7，即Lambda=1）來嘗試挑戰(zhàn)45%熱效率。

本田給自己定下的目標(biāo)大致如下：

1、達成最高45%的有效熱效率（brake thermal efficiency）；

2、基于化學(xué)計量空燃比并基于91號汽油（91-octane regular gasoline）。

提升熱效率的方式多種多樣，該選擇哪些方向推進呢？

按上圖的分析，本田選擇了以下方向，來推進提高熱效率：

1、高壓縮比以提升化學(xué)計量熱效率（stoichiometric thermal efficiency）；

2、在高壓縮比下，使用高比率EGR，以降低冷卻損失，控制爆震并使用獲得最大扭矩的最小點火角

（Minimum advance for Best Torque，MBT）；

3、通過優(yōu)化基礎(chǔ)引擎架構(gòu)以提升熱效率。

通過對量產(chǎn)引擎的數(shù)據(jù)進行相關(guān)分析，在2000rpm時，本田外推出增壓壓力、EGR率及有效熱效率之間的趨勢如下：

當(dāng)壓縮比大于等于15，且增壓（絕對）壓力大于等于2.5bar時，才有可能45%有效熱效率。但考慮到過高的增壓壓力，會導(dǎo)致增壓器方面的設(shè)計復(fù)雜化，因此本田希望基于最低的增壓壓力，即上圖（c）的情況，來提升熱效率。如此，需要實施的一些條件，即壓縮比為17并基于MBT運轉(zhuǎn)、增壓（絕對）壓力大于等于2.5bar、EGR率大于等于30%，來達成45%熱效率的目標(biāo)。

更高壓縮比

對于汽油機而言，高壓縮比會帶來一些不可回避的難題。一方面，高壓縮比導(dǎo)致燃燒室扁平化，降低火焰?zhèn)鞑ニ俣?，此舉將不利于熱效率提升。而另一方面，一個眾人皆知的問題，高壓縮比將導(dǎo)致爆震趨勢的增大。

針對上述兩個關(guān)于高壓縮比的難題，本田采取以下策略：

1、通過長沖程設(shè)計，抑制燃燒室形狀的扁平化；

2、通過進氣門晚關(guān)（阿特金森循環(huán)）以調(diào)整實際壓縮比。

長沖程并不是為扭矩

高壓縮比導(dǎo)致的燃燒室扁平化，主要會增加燃燒火焰與燃燒室壁面的接觸面積，從而阻礙了火焰的傳播。一些已有的高壓縮比引擎，比方說馬自達的Skyacitv-G，就采用在火花塞附近的燃燒室區(qū)域挖坑，以應(yīng)對上述問題。

但馬自達的方法，也僅能應(yīng)對火花塞附近的，燃燒室附近的阻礙火焰?zhèn)鞑栴}；在遠離火花塞的位置，上述辦法將無能為力。同時，在活塞表面挖坑，將不利于燃燒室的表面積容積比例（面容比），從而導(dǎo)致冷卻損失的問題。

基于上述考量，本田采用了長沖程設(shè)計的應(yīng)對策略。在保持壓縮比一定時，長沖程設(shè)計能提升燃燒室高度，從而抑制燃燒室的扁平化對火影傳播的不利影響。

為了驗證長沖程設(shè)計的優(yōu)勢，本田設(shè)置了對比試驗：一臺引擎的缸徑?jīng)_程比（Stroke/Bore，S/B）為1.2，相當(dāng)于量產(chǎn)引擎的設(shè)定；而另一臺引擎則設(shè)定S/B=1.5，即長沖程設(shè)計。通過調(diào)整兩臺引擎的壓縮比，以觀察熱效率變化。兩臺引擎的規(guī)格如下：

在MBT運轉(zhuǎn)、2000rpm、指示平均有效壓力（IMEP）為520kPa、EGR率為20%的工況下，兩引擎的有效熱效率對比如下：

S/B=1.2，在壓縮比為15時，可以達成最高熱效率，但壓縮比為17時，熱效率下降。而S/B=1.5，對應(yīng)最高熱效率的壓縮比為18，但壓縮比為20時，熱效率下降。

如上圖質(zhì)量燃燒率（Mass Burn Fracion，MBF），當(dāng)S/B=1.5、壓縮比為20時，燃燒后半程的燃燒速率明顯降低。本田認為，這個情況是由于靠近缸壁位置的面容比造成的，如下圖所示：

當(dāng)燃燒火焰?zhèn)鞑ブ翚飧妆诟浇鼤r，該區(qū)域狹長的形狀（藍色區(qū)域），形成了較高的面容比，因此該區(qū)域的熱量損失較高。采用了長沖程的設(shè)計后，保證了燃燒室的高度，從而使上圖藍色區(qū)域的面容比降低。由此保證了在高壓縮比下該區(qū)域的火焰?zhèn)鞑ニ俾剩瑥亩嵘裏嵝省?/p>

下圖為平均有效燃燒室高度H、S/B及壓縮比之間的對比，其中H定義為活塞上止點燃燒室容積，除以缸徑所得的燃燒室高度：

圖中的空心圓圈，代表的是在沒有增加未燃燒碳氫化合物，或沒有降低燃燒速率下，最高壓縮比的引擎規(guī)格。本田認為，當(dāng)平均有效燃燒室高度H小于7mm時，會導(dǎo)致燃燒速率的突然降低且增加HC生成。

基于上述結(jié)果，必須設(shè)定S/B大于等于1.4，才能保證在壓縮比等于17時的穩(wěn)定燃燒，并且保證平均有效燃燒室高度H大于等于7mm。

長沖程的設(shè)計，不僅有利于達成高壓縮比，更能降低燃燒室的S/V，從而降低冷卻損失。

通過修改表1中的引擎規(guī)格，基于缸徑81mm及壓縮比13.5，通過調(diào)整S/B在1.2至2.0之間變化，觀察S/B對熱效率的影響。在2000rpm、IMEP為720kPa的工況下，不同S/B的對比結(jié)果如下：

隨著S/B的增大，面容比S/V也隨之減小，冷卻損失也隨之減少。另一方面，摩擦平均有效壓力（FMEP）及泵氣平均有效壓力（PMEP），也就是引擎運行阻力，會隨著S/B的增大而增大。當(dāng)S/B大于1.5時，引擎運行阻力的增幅會抵消冷卻損失的減少，從而導(dǎo)致有效熱效率的下滑。故S/B為1.5時，能在冷卻損失及引擎運行阻力之間，取得最佳平衡。

到目前為止，上述的所有有關(guān)S/B的對比，都是基于缸徑81mm。缸徑不變的情況下，S/B的改變，會導(dǎo)致氣缸排量的改變。為此，本田再引用一個缸徑73mm的缸蓋，以觀察缸徑、排量改變之后，有關(guān)最佳S/B的討論結(jié)果，是否仍然成立。在2000rpm、EGR率為20%工況下，對比結(jié)果如下：

如上圖，其中的圓圈位置，為實際測試結(jié)果，其他位置為估算結(jié)果?？梢钥吹?，即便缸徑和排量改變，在S/B為1.5能取得最高熱效率的這個結(jié)論，仍然是成立的。

綜上所述，面對17的高壓縮比，S/B為1.5是最優(yōu)結(jié)果，其能保證最高的熱效率水平。

阿特金森循環(huán)

通過進氣門晚關(guān)策略，保證在不改變高機械壓縮比（或者說，膨脹比）的前提下，通過降低有效壓縮比，從而降低爆震的可能性。本田計劃引入阿特金森循環(huán)，以應(yīng)對爆震。基于表1的引擎規(guī)格，將S/B設(shè)置為1.5的最優(yōu)情況，設(shè)置不同壓縮比、不同工作循環(huán)；在2000rpm、EGR率20%時，對比結(jié)果如下：

如上圖，采用了阿特金森循環(huán)后（紅線），相比于采用同樣機械壓縮比的奧拓循環(huán)（藍線），能更好地抑制爆震，即在更高的制動平均有效壓力（BMEP）時，才發(fā)生爆震。阿特金森循環(huán)的MBT運行區(qū)間，與低機械壓縮比的奧托循環(huán)（黑虛線）相近。同時，更重要的，阿特金森循環(huán)，能達成更高的熱效率。

上圖為奧拓循環(huán)及阿特金森循環(huán)，在不同有效壓縮比下，理論熱效率的對比。在奧托循環(huán)（黑線）時，有效壓縮比等于機械壓縮比及膨脹比。而在奧拓循環(huán)（紅線）時，則保持膨脹比為17不變。當(dāng)阿特金森循環(huán)的有效壓縮比為12.5時，其理論熱效率的水平，與壓縮比為16.5的奧拓循環(huán)相當(dāng)。

直噴技術(shù)

當(dāng)前直噴引擎的最大優(yōu)勢，是燃油直接噴射至氣缸，利用燃油的汽化潛熱，降低燃燒室溫度，從而抑制爆震。面對當(dāng)前的高壓縮比設(shè)定，本田認為直噴技術(shù)，仍然有提升空間。

在引擎2000rpm、IMEP為810kPa時，采用此前的直噴噴油器時，如上圖黑線，會存在一個噴油時機（停止噴油的曲軸角度為120度左右），使得能最好地改善爆震情況。主要原因是在上述噴油時機，噴射的燃油能充分利用高的進氣流速，使得燃油較好地霧化，繼而改善爆震。但是，在上述噴油時機，會產(chǎn)生較多的未燃燒燃油的損失，主要是燃油噴射至氣缸壁并附著在上。通過優(yōu)化直噴噴油器設(shè)計（紅線），更多的燃油往下方噴射，在保證最少的未燃燒燃油損失時，噴油時機比此前更加靠近最好改善爆震的時機。優(yōu)化后的直噴噴油器，最大限度達成未燃燒燃油損失與改善爆震之間的平衡。

高EGR率

如同前述，除了高壓縮比，本田認為還要引入大于等于30%的高EGR率，才能達成45%熱效率的目標(biāo)。高EGR率帶來冷卻損失及爆震方面的優(yōu)勢，確實有利于提升熱效率，但也會帶來一些新的難題：高EGR率會降低火焰?zhèn)鞑ニ俾?，同時降低點火性能。針對前者，本田通過優(yōu)化進氣道來對應(yīng)；針對后者，則通過調(diào)整燃燒室形狀、調(diào)整缸內(nèi)流動渦流中心及采用高能點火來對應(yīng)。

進氣道優(yōu)化

當(dāng)代的汽油引擎，依賴特殊設(shè)計的進氣道，提升缸內(nèi)氣體流動的滾流比，從而提升湍流能量，繼而提升火焰?zhèn)鞑ニ俾?。對于高EGR率的情況，湍流動能的提升，則顯得更加重要。

提升進氣道的滾流比，最常用的辦法是限制進氣道的尺寸，但該方法的副作用是降低了流量系數(shù)。低流量系數(shù)的進氣道，將導(dǎo)致本項目中機械增壓器的負荷提升，同時增加了泵氣損失，最終將不利于有效熱效率的提升。另一方面，即便提升了滾流比，但也不一定意味著湍流能量的提升。

如上圖，即便滾流比處于同一水平，不同進氣道的湍流能量，也會有明顯區(qū)別。因此，本田希望用盡可能低的滾流比，達成所需的湍流能量。

本田對上圖中，滾流比相似但湍流能量不同的A、B兩種進氣道，進行瞬態(tài)流動分析，如下圖所示：

水藍色位置，代表流速為5m/s的等值面；而氣缸中央部分的等值面，可以看做是空氣滾流的渦流中心（vortical center）。隨著曲軸的轉(zhuǎn)動，A型進氣道對應(yīng)的渦流中心，相對而言比較穩(wěn)定，最終達成更高的湍流能量。而B型進氣道的渦流中心，則出現(xiàn)明顯的起伏晃動。渦流中心的起伏，就是一種能量損失，因此造成湍流能量的降低。

本田認為，來自進氣門的進氣主流流動方向，是影響渦流中心起伏的關(guān)鍵因素。對于A型進氣道，進氣主流流動方面是朝向氣缸外側(cè)，而B型進氣道的則朝向氣缸內(nèi)側(cè)。

在此，本田引入一個流動平衡（flow balance）的參數(shù)，以量化進氣主流流動方向，如下圖所示：

簡而言之，當(dāng)流動平衡為正時，進氣主流流動方向朝向氣缸外側(cè)，反之則朝向氣缸內(nèi)側(cè)。

本田繼而整理出，當(dāng)進氣道滾流比一定時，流動平衡與湍流能量之間的關(guān)系，如下圖：

綜合上述討論結(jié)果，一個滾流比是量產(chǎn)引擎的1.7倍，同時流動平衡設(shè)定在0至2范圍內(nèi)的進氣道，被本田應(yīng)用至本項目中。

調(diào)整燃燒室優(yōu)化點火

如前述，要滿足高EGR率下的點火性能，本田打算從燃燒室形狀著手。在該條件下火花塞點火，初始火焰會接觸到由缸蓋、活塞所組成的燃燒室壁面，而這會導(dǎo)致熱量損失，從而導(dǎo)致火焰熄滅或降低火焰?zhèn)鞑ニ俣?。由此，則需要有效保證火花塞附近的燃燒室容積。

本田展開了相關(guān)實驗：通過調(diào)整活塞表面形狀，從而調(diào)整火花塞附近燃燒室容積，繼而觀察可用的最高EGR率情況。在2000rpm、IMEP為810kPa的工況下，結(jié)果如下：

當(dāng)活塞處于上止點時，以火花塞電極為球心，作虛擬球體；該球體第一時間接觸到缸蓋或活塞時，記球體的體積為V1。而V則為燃燒室容積。如上圖，當(dāng)V1/V大于等于2%時，極限EGR率趨于穩(wěn)定。

當(dāng)V1/V較小時，燃燒初期的初始火焰接觸到燃燒室壁面，導(dǎo)致熱量損失及火焰熄滅，因此極限EGR率處于低水平。當(dāng)初始火焰生成到一定程度時，火焰的傳播取代點火性能，成為了在高EGR率下燃燒穩(wěn)定性的主要因素。所以如上表所示，當(dāng)V1/V大于2%后，極限EGR率不再明顯增長。

在實際結(jié)構(gòu)方面，如果是基于17的高壓縮比，同時保證V1/V大于等于2%，并且是基于量產(chǎn)引擎的S/B=1.2，則需要在活塞表面設(shè)置凸起（向活塞方向）。但該凸起設(shè)計在冷卻損失、火焰?zhèn)鞑シ矫娲嬖诓蛔?。而如果采用前述的S/B為1.5的設(shè)定，則在燃燒室高度留有余量，因此僅需要在活塞表面設(shè)置淺盤形狀，即可以保證V1/V大于等于2%。由此可見，長沖程設(shè)計，也利于高EGR率下的點火性能。

下圖為壓縮比等于17、V1/V等于2%時，S/B分別為1.2、1.5的燃燒室形狀對比：

調(diào)整缸內(nèi)流動渦流中心位置

缸內(nèi)流動渦流中心的位置，對點火性能有明顯影響。如果渦流中心與火花塞的位置存在明顯偏差，缸內(nèi)流動會趨向吹滅火花塞的點火，繼而降低點火性能。況且，即便初始火焰可以形成，火焰也有可能被缸內(nèi)流動帶至燃燒室另一側(cè)，從而導(dǎo)致燃燒持續(xù)時間加長。

為應(yīng)對上述問題，需要調(diào)整缸內(nèi)流動渦流中心的位置，使其盡可能靠近火花塞。通過引入淺盤活塞設(shè)計，從而使得渦流中心靠近火花塞。

高能點火

即便是采用了前述的各種措施，為保證高EGR率下的點火性能，提升點火能量，還是有必要的。不同點火能量與極限EGR率之間的關(guān)系，如下圖所示：

在1500mJ的點火能量前，隨著點火能量的提升，極限EGR率也隨之提升。在超過1500mJ后，本田認為火焰?zhèn)鞑ト〈它c火性能，成為限制極限EGR率的重要原因。點火能量的提升會消耗能量，歸根到底會影響引擎的有效熱效率，故本田將點火能量設(shè)置為450mJ，在滿足EGR率30%的前提下，降低能量的消耗。

在2000rpm、IMEP為810kPa的工況下，利用前述優(yōu)化進氣道、調(diào)整燃燒室、調(diào)整渦流中心及高能點火的措施，本田在一臺單缸引擎上，驗證了這些措施的有效性：

在前述各項措施的加持下，即便EGR率大于等于30%，亦能保證氣缸內(nèi)的穩(wěn)定燃燒；繼而使得利用高EGR率以提升有效熱效率，成為了可能。

最終結(jié)果

本田基于上文所述的各種措施，基于一臺單缸引擎，以驗證熱效率的提升。該引擎的規(guī)格如下表：

測試結(jié)果如下：

總結(jié)

基于MBT工況并使用91號汽油，利用高達17的機械壓縮比及35%的高EGR率，本田提升了有效熱效率至45.2%。

通篇下來，本田采用的各項技術(shù)細節(jié)，都是基于現(xiàn)有的內(nèi)燃機技術(shù)的優(yōu)化改進，從基礎(chǔ)做起，積少成多地提升熱效率。固然，上述的熱效率成績，僅僅是基于實驗室的結(jié)果。如果想將上述技術(shù)應(yīng)用于量產(chǎn)引擎，必定任重而道遠。

下篇將介紹傳說中的TJI技術(shù)，以及本田如何進一步提高有效熱效率……

以上~

文章來源：BigBearChow