【日】 N．UCHIDA H．OSADA

0 前言

提高熱效率是當前發(fā)動機研發(fā)的首要目標。為了滿足客戶和社會對降低能源消耗的要求，尤其要考慮提高柴油機的熱效率問題。為了實現(xiàn)更高的熱效率，可以考慮在排氣能量損失、壁熱損失、機械損失和泵送損失過程中相應減少能量損失。減少壁熱損失是首要的問題，因為當前的后處理減排技術和渦輪增壓技術對其影響甚微。先前的研究已驗證了多項可有效減少壁熱損失的方法，例如，通過降低缸內燃氣的溫度來降低其與缸壁的溫度差［1］；降低缸內氣流速度減小傳熱系數［2］；降低火焰對燃燒室壁面的沖擊。燃氣溫度的升高和內壁熱損失的減少不一定會成功轉換為制動或指示功［3］。由上述研究結果可知，為進一步降低內壁熱損失，應該考慮熱循環(huán)效率的影響，從而進一步改善熱效率。然而，為了實現(xiàn)更高的熱循環(huán)效率，將壓縮比提高也會使內壁熱損失相應提高。

降低熱損失的方法之一是通過減小噴嘴和擴大燃燒室直徑以抑制火焰對燃燒室內壁的沖擊。目前業(yè)內流行的設計思路是減小缸徑和氣缸容積（發(fā)動機小型化）、提高噴射壓力等，但這些方式都不利于降低熱損失。另一種降低熱損失的方法是阻隔燃燒室表面的熱流。幾十年前，人們試圖研制陶瓷材料制成的柴油機活塞來減少缸內燃氣熱損失。然而，即使當時壁面溫度很高（溫度梯度很低），熱損失情況并未得到有效改善，燃燒和排放情況更不理想。與過去的方法相比，在鋁活塞上和在整個工作循環(huán)內，同時增加燃燒室表面的溫度波動和缸內氣體溫度的波動來減小溫度梯度的這種新方法，如采用豐田的新隔熱技術（SIRPA）改善了熱損失情況。

首先，在之前的研究中，用熱導率較低的材料制成的具有淺盆型燃燒室的活塞來研究降低缸壁熱損失的可行性。二氧化鋯只涂覆在活塞燃燒室表面，通過減小燃氣直接沖擊燃燒室壁面以降低熱損失?；钊紵冶砻嫱ㄟ^熱噴涂技術噴涂了薄薄一層的二氧化鋯，該活塞用于與未噴涂二氧化鋯的活塞作比較。通過顯微觀察發(fā)現(xiàn)，涂有二氧化鋯的活塞噴油落點區(qū)域的燃氣末端溫度相對于未噴涂有二氧化鋯的鍛鋼活塞溫度要低。通過零維非穩(wěn)態(tài)熱導性計算，此二氧化鋯涂層的厚度能滿足這種表面溫度波動。這也被認為是由于壁面溫度和各個角度隔熱效果不同而引起的差異。

1 目的

通過對二氧化鋯涂層活塞和普通活塞進行發(fā)動機試驗對比，基于熱平衡分析發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機平均熱損失情況并未降低（圖1）。反之，制動熱效率（BTE）卻因能量損失增加而變得更不理想。此外，利用相同的熱噴涂技術制成的鍍鐵鋁活塞，其熱損失提高了2%［3］（2種活塞的材料熱特性基本相同）。但試驗結果與之前所做的有關火焰前鋒溫度波動的研究結果并不一致。SERRANO等人對多缸重型柴油機的試驗也證明了二氧化鋯涂層對燃油消耗率影響甚微，盡管其二氧化鋯涂層厚度、其他特殊要求等與本研究的涂層有所不同。

圖1 二氧化鋯涂層活塞、鍍鐵活塞以及普通鋼活塞的熱平衡對比

由試驗結果可知，影響熱損失的主要因素不僅包括噴油落點的隔熱材料，還包括其他因素，如表面結構、表面溫度實時變化、壁面附近的氣流速度等。為更好地推動前沿技術的發(fā)展，初步了解燃燒噴射火焰撞擊壁面的熱損失現(xiàn)象機理，首先對燃燒室外周壁附近的局部火焰行為進行觀察，其次通過三維數值模擬（AVL FIRETM）研究不同邊界條件（表面粗糙度、表面平均溫度）下的熱損失變化情況。

本研究旨在通過提供全新的缸內表面隔熱技術來有效減少熱損失?；谌紵^察所得結果及數值模擬分析，設計了2種方案的隔熱活塞。結果顯示，2種方案發(fā)動機熱損失的減少不僅出現(xiàn)在低負荷工況，也出現(xiàn)在高負荷工況條件下。此外，伴隨著熱損失的降低，制動熱效率也會得到一定的提高。

2 試驗設備

2．1 發(fā)動機和燃油規(guī)格

在1款單缸、直噴式、重型柴油機上進行試驗，具體參數詳見表1。發(fā)動機裝配具有環(huán)形燃燒室的鍛鋼活塞?；钊麢M截面如圖2所示。該發(fā)動機同時配有電控高壓共軌式燃油噴射系統(tǒng)，最大噴射壓力300MPa（在Denso G4S基礎上升級）和1種電控液壓可變氣門驅動系統(tǒng)（Sturman公司，DHVVA）。測試系統(tǒng)布局如圖3所示。發(fā)動機系統(tǒng)配有1個先進的增壓／中冷進氣系統(tǒng)，以及帶有1個外部驅動的進氣增壓裝置和1個廢氣循環(huán)泵裝置的高壓廢氣再循環(huán)（EGR）系統(tǒng)。該系統(tǒng)可單獨控制進氣壓力、排氣壓力、EGR率和進氣溫度。本研究中使用的標準配置是使排氣背壓和進氣增壓相匹配，從而減少外部增壓做功、使EGR管路壓力下降、渦輪增壓效率變化，同時降低與單排氣閥作業(yè)造成的損害。燃油采用市場上出售的低硫柴油（日標2號，含硫量6×10－6），機油也是低硫含量（日本JASP標準 DH－2）。

表1 發(fā)動機具體參數和燃油規(guī)格

圖2 活塞截面示意圖和燃燒室形狀（壓縮比18）

圖3 試驗用臺架系統(tǒng)布局圖

在標況下對發(fā)動機進行了多輪測試和數值模擬，詳見表2。部分負荷工況測試選擇多個試驗循環(huán)，如瞬態(tài)試驗循環(huán)（WHTC）、穩(wěn)態(tài)試驗循環(huán)（WHSC）和JE05工況，試驗工況與目前重型商用車（最佳燃油經濟性工況點）常用的實際工況相符。此外，在不受設計限制約束的發(fā)動機上研究了發(fā)動機參數對發(fā)動機性能的影響。比對EGR率，選擇用0%來評估最大化壁面熱損失，旨在在臨界條件下找出減少熱損失的有效方法。

表2 基準發(fā)動機工作條件和數值模擬條件

2．2 俯視可視化系統(tǒng)

俯視可視化系統(tǒng)借助高速攝像機觀察缸內燃燒情況。該系統(tǒng)用來研究復雜的火焰結構，從而揭示局部火焰溫度的影響及壁面熱損失的瞬態(tài)火焰移動。

如圖4所示，俯視可視化系統(tǒng)通過將連體式排氣口改為直排氣口，從而將缸蓋上的1個排氣閥改為了藍寶石面窗?？捎^測區(qū)域包括燃燒室喉口壁面噴油落點處，此處會發(fā)生油束燃燒撞擊燃燒室壁面的情況。與仰視可視化技術相比，俯視可視化技術允許使用原裝的發(fā)動機材料和燃燒室形狀，僅僅是改裝了排氣門結構。因此，噴油落點處材料及燃燒室形狀對燃燒的影響都可以進行研究。為了安全便捷地調整光線，面窗上方的光學通道內安裝了1個傾斜45°且朝向高速攝像機的平面鏡，鏡面反射近似水平于整個可見光波長范圍。本研究中使用的高速攝像機是FASTCAM SA－Z（PHOTRON Ltd），配有200mm 微距鏡頭。為了能夠更近距離觀察放大的燃燒室壁，4個內聯(lián)增距鏡（3個2倍焦、1個1．4倍焦）安裝于鏡頭和機身之間。該相機用于捕捉速度為每秒14 400幀的圖像，其規(guī)格為 6．7mm2、1 024 像 素 平 方 分 辨 率 （轉 速 1 200 r／min，每幀曲柄角度0．5°）。

圖4 燃燒室俯視可視化系統(tǒng)

由于燃燒室俯視觀察基于火焰自身的亮度（沒有其他參考光源），因此即使火焰沖擊現(xiàn)象發(fā)生，通過壁面附近的火焰淬熄也很難識別火焰沖擊壁面的位置。因此，用于燃燒室俯視觀察的所有活塞的擠流面都噴涂了耐熱銀，同時，徑向與切向用間隔為1mm的線隔開（圖5）。本試驗中的燃燒室是淺盆形（即擠流面的邊就是燃燒室的外側壁），因此即使有淬火層，通過火焰亮度的變化，火焰沖擊壁面的精確位置也很容易識別。

3 試驗結果及分析

3．1 燃燒室觀察

圖5 噴涂耐熱銀后試驗活塞的擠流面有不同的吸收常數

利用俯視可視系統(tǒng)，觀察到的燃燒室喉口部位的火焰運動現(xiàn)象如圖6所示。由圖6可知，火焰碰撞到燃燒室壁面后，部分火焰溢流到擠流面上。圖6（a）中間綠色短線周圍的3個顏色的強度變化如圖6（b）所示。橫軸表示火焰的徑向位置，左端指的是綠線的外邊界。可以發(fā)現(xiàn)2個典型區(qū)域：A區(qū)域的強度變化很慢且變化平緩，而B區(qū)域的強度沿徑向方向逐漸遞減。由于燃燒室邊緣的反射不同，從結果來看，A區(qū)域的左邊強度慢慢遞增。因此，實際燃燒室喉口位置應該是在A區(qū)域左側。B區(qū)域的強度梯度表明了燃燒室喉口附近的火焰溫度梯度。A區(qū)域的強度變化平緩區(qū)說明低溫區(qū)域的碳煙微粒輻射未被發(fā)現(xiàn)（低于1 600K，降低到壁面溫度）。A、B區(qū)域總的熱邊界層長度與其他研究者所提出的熱邊界層厚度一致，因此本研究用此長度來代替熱邊界層厚度。

圖6 放大后的觀察結果以及距壁面的距離

通過觀察放大后的火焰和燃燒室壁面間的相互作用，對普通活塞和噴涂二氧化鋯活塞的“熱邊界層”厚度進行了比較。由圖7可知，二氧化鋯活塞的熱邊界層要比普通活塞的熱邊界層薄一些，由此可能會導致熱傳導系數變大。較高的熱傳導系數降低了氣體和燃燒室壁面之間的溫差變小的優(yōu)勢，從而導致2種活塞的熱損失情況趨于一致。

圖7 壁面火焰沖擊點附近放大后的普通鋼活塞和二氧化鋯活塞觀察圖

隨著焰舌溫度的下降，緊隨火焰沖擊壁面之后發(fā)生，比如二氧化鋯表面沒有明顯的溫度降低，相關文獻中描述出現(xiàn)的變化也不是僅通過上述現(xiàn)象進行的。因此，需要從宏觀角度和微觀角度進行研究。換言之，熱傳導系數的增大可能會出現(xiàn)在整個噴涂區(qū)域。然而，由于局部壁面溫度較高以及熱導率相對較低，火焰沖擊點的局部熱流可能會相對較低。二氧化鋯涂層出現(xiàn)這種問題的潛在原因在下文進行討論。

3．2 二氧化鋯涂層活塞的研究

由于鍍鐵活塞較之普通活塞其熱損失情況有顯著提升，由此可知熱噴涂涂層對熱損失情況應該有一定的影響。2種涂層的活塞與普通活塞相比，其表面粗糙度都稍微有所增加，由Ra6增加到Ra7或者Ra8。表面粗糙度可能會對熱損失產生一定的影響。圖8顯示通過三維數值模擬得出的不同表面粗糙度下熱損失的情況對比。

即使孔隙度不是太高（6%左右），開孔結構對熱氣流滲透到氣孔中也有一定的影響，這將會導致傳熱增加。然而，就目前而言，通過數值模擬技術模擬開孔的影響還有相當的難度。

上述情況也需要考慮表面溫度。20世紀80年代，減少缸壁熱損失的試驗都是使用純陶瓷制作的隔熱發(fā)動機進行的，都沒有試驗成功。此類試驗一般是在壁面溫度較高的情況下減少淬火層厚度。此外，壁面和缸內氣體的熱傳導使氣體溫度升高從而導致容積效率減小。氣體溫度的進一步升高使得氮氧化物（NOx）和顆粒排放物（PM）變?yōu)楦y處理的混合氣體，同時排放量增加。因此，二氧化鋯熱涂層的厚度不會使缸內溫度因壁面熱傳遞而升高，通過簡易非穩(wěn)態(tài)零維熱傳導模型（經驗式的熱傳遞模型）就可進行該測試，比如采用適用于2種邊界條件（氣體和油）的 Woschni公式。根據該公式進行計算可知，假設缸內氣體溫度沒有出現(xiàn)大幅升高，那么噴涂有二氧化鋯涂層活塞的表面溫度較之普通活塞溫度最高可升高50℃（圖9）。當然，這也取決于運行工況，但是就目前來看，在整個涂層區(qū)域，減小熱邊界層厚度并不是表面溫度增加的主要原因。

因此，為了研究真實運行工況下各因素對熱損失的影響，對2種具有不同隔熱結構的新活塞進行了發(fā)動機試驗。

圖8 數值模擬獲得的粗糙度對熱損失的影響

3．3 不同隔熱結構的新活塞

圖10 是2種具有不同隔熱結構的活塞方案，其壓縮比和內腔結構均保持一致。圖10（a）是多層二氧化鋯熱涂層活塞，用于減少表面溫度波動的延遲時間，類似于SIRPA。下面涂層結構孔隙率較高，用于進一步降低熱導率，從而降低熱擴散率，提高局部表面溫度，最大限度地減小氣體溫度循環(huán)變動下的延遲時間。最上面的一層，利用致密且稀薄的熱噴涂涂層來減少表面粗糙度和開孔尺寸。最上面一層和下面一層的表面粗糙度（Ra6）和孔隙率（5%）較之前的單層二氧化鋯涂層活塞有所減少。因此，本試驗很難區(qū)分表面粗糙度和孔隙率的影響。

圖9 在壁厚6mm的情況下，通過建立頭部氣體加熱和底部油冷模型計算得到的一維溫度分布（0．5mm的涂層厚度）

圖10 用于試驗的2種新活塞

背面熱噴涂二氧化鋯涂層旨在通過減少冷卻油帶走的熱量來提高表面平均溫度。通過精確設計內冷油腔，活塞環(huán)的溫度與普通活塞基本相同（這一點與康明斯超級卡車一代技術，減少或切斷油流入內冷油腔有所不同）。然而，即使背面仍有一些熱流量通道，但內腔壁面的隔熱涂層也能減少熱量傳遞給冷卻油，此活塞的表面粗糙度與不帶開孔的普通活塞是一樣的。

圖11 表面溫度對壁面熱流量、全部熱損失量和指示熱效率產生的影響

圖11 對比了三維數值模擬結果（RANS），包括減少化學反應計算，以此來考慮壁面整齊的OH原子團作為減小淬火層厚度的催化劑的影響。對比其他3種類型與普通活塞表面溫度變化：其一是使用相同的材料，將壓縮行程的初始溫度從700K提升到1 073K（不考慮熱損傷情況）；其余兩項指的是在相同初始溫度下，噴涂二氧化鋯涂層（通過改變氣孔率獲得單層和復合涂層）用來提高表面溫度波動情況。如圖11所示，最高壁溫是1 073K時，仍對減少熱損失有影響（與二氧化鋯涂層的溫度波動相比，指示熱效率的改善情況是最好的），即使壁面會將缸內氣體持續(xù)加熱，直至后期的壓縮行程（幾乎是位于上止點）導致進氣量減少和燃燒惡化。由此可知，與傳統(tǒng)的鑄鐵活塞相比，提高表面平均溫度是有效減少壁面熱損失的方法之一。

就復合涂層活塞而言，考慮到材料強度，60%的氣孔率遠大于設計要求，結果導致此種隔熱結構的活塞會因熱應力而突然遭到破壞（圖12）。通過數值模擬計算可知，上述破壞區(qū)域正是熱流量較高的區(qū)域。盡管中間層的孔隙率完全取決于設計限制，但考慮到發(fā)動機的耐久性，在實際發(fā)動機上的應用是很困難的。

圖12 復合涂層活塞的失效圖

圖13 對比了部分負荷（40%）條件下普通活塞和2種采取新隔熱措施的活塞之間的一些過量空氣系數的熱平衡情況。較之普通活塞，2種采用新隔熱措施的活塞有進一步減少每一個過量空氣系數下熱損失的潛力。此外，在機械損失基本相同的情況下，即使基于機加工過程和其他熱噴涂過程引起的個別差異，每個活塞的摩擦損失會有些許不同，但是內腔底部噴涂有二氧化鋯涂層的活塞其制動功和指示功有輕微的增加（指示功等于制動功＋機械損失）。也就是說，在指示功相同的情況下，涂有復合二氧化鋯涂層的活塞僅僅熱損失有所減少。這些趨勢在之前的試驗結果中沒有發(fā)現(xiàn)（圖1）?；谙嗤臋C械損失情況，制動功的輕微增加可能由上止點附近的有效熱損失減少引起，比如，燃燒持續(xù)期內有效熱損失的減少。就內腔底部噴涂二氧化鋯涂層的活塞而言，表面粗糙度、孔隙率和其他運行條件較之普通活塞無顯著差異，例如噴油壓力、進氣等。因此兩種活塞的實際放熱率并無區(qū)別，只有燃燒持續(xù)期內的熱損失會有所不同。因此，上止點附近的放熱率會有明顯增加。結果顯示，缸內壓力和放熱率較之普通活塞基本相同（圖14、圖15）。使用當前的壓力傳感器測量缸內壓力的變化情況很困難，但是放熱率明顯提高時，此傳感器能更精確地檢測輕微熱損失帶來的影響。

圖13 新隔熱措施對熱平衡的影響

較之內腔噴涂有二氧化鋯涂層的活塞，復合二氧化鋯涂層的活塞缸內壓力有輕微的減少，這主要是由以下原因引起的。首先是由于熱損失和活塞頭部二氧化鋯涂層破損造成的燃燒衰退，其次是由于“熱邊界層厚度”變薄導致熱損失減少。相對噴涂1層二氧化鋯涂層的結構，復合涂層結構活塞由于熱傳導和熱容的降低，壁面溫度波動會稍微變大。數值模擬也預測到這一現(xiàn)象（圖11）。復合二氧化鋯涂層活塞熱損失的減少證實了這一假設。不過，指示功沒有得到顯著改善。如圖9所示，為了實現(xiàn)溫度波動隔熱，從氣體側開始，加熱每一循環(huán)內的表面溫度變得尤為重要，這通常會導致壁面峰值溫度的延遲到來，通常在燃燒結束后60°CA ATDC。燃燒持續(xù)期內，氣體和壁面溫度差較之普通活塞差異并不大，恢復的熱損失可能來自膨脹行程階段，這會導致轉換效率變低，指示功升高。為了更加有效地利用壁溫波動，有必要選擇比二氧化鋯涂層熱導率和熱容更低的涂層材料。

循環(huán)周期內指示功的有效周期參見圖16。2種隔熱活塞都會對上止點附近的早期燃燒階段產生不利影響，隨后轉為積極影響。在上止點附近，復合涂層活塞有不利影響，但是在膨脹行程的中間階段，又會轉化為有利因素。另外，內腔噴涂隔熱涂層的活塞實際上在上止點附近幾乎沒有影響，且有助于提高熱效率。汲取各種隔熱方法之長，可以進一步提高熱效率。這也表明，未來有研究出熱效率更高的隔熱發(fā)動機的潛能（相對于原全陶瓷系統(tǒng)）。

4 小結

基于2種具有不同隔熱結構的新活塞所開展的數字模擬和發(fā)動機試驗，對減少壁面熱損失進行了研究，結果如下：

（1）內腔噴涂隔熱涂層后，活塞表面平均溫度的提高，以及復合隔熱涂層表面溫度波動的增加，均可有效降低熱損失。

（2）在壁面孔隙率和表面粗糙度沒有遭到破壞的情況下，在燃燒持續(xù)期內，通過減小溫度差來降低熱損失，在內腔噴涂有二氧化鋯涂層后，可提高制動功或指示功。

（3）利用熱導率和熱容都小于二氧化鋯涂層的隔熱材料，可減小溫度波動，提高發(fā)動機熱效率。

（4）活塞表面涂層的孔隙率和粗糙度對增加熱傳導系數有影響。

（5）為了更容易理解熱損失的機理，有必要從微觀上對火焰碰壁情況下的火焰進行放大觀察，并從宏觀上對熱平衡進行分析。

圖14 不同隔熱措施的活塞以及普通活塞其缸內溫度、壓力和放熱率的對比

圖15 壓力－容積對比圖