周邊氣道形狀對(duì)摻氫轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)及燃燒性能的影響

馬澤東，紀(jì)常偉，史 程，楊金鑫，李 欣，劉建峰，隗立國(guó)

(1.中國(guó)北方車輛研究所，北京 100072;2.北京工業(yè)大學(xué)汽車工程系,北京 100124；3.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院,北京 100081)

相比于傳統(tǒng)的往復(fù)式活塞機(jī)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)具有體積小、質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)精簡(jiǎn)等特點(diǎn).轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)沒有曲柄連桿機(jī)構(gòu)，轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)代替了活塞的直線運(yùn)動(dòng)，可以將燃料燃燒產(chǎn)生的動(dòng)力直接輸出，因此轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)在高速運(yùn)行時(shí)更加平穩(wěn).由于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)一些得天獨(dú)厚的優(yōu)勢(shì)，已大量運(yùn)用于無人機(jī)、軍用特種車輛、便攜式發(fā)動(dòng)機(jī)和電動(dòng)車增程器[1]等領(lǐng)域.但由于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)獨(dú)特的燃燒室結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致其燃燒效率低，產(chǎn)生的有害排放高，因此，如何提升轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率并降低其有害排放已成為研究熱點(diǎn)[2-3].

按照進(jìn)氣方式劃分，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)可以分為端面進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)、周邊進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)及復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī).進(jìn)氣方式會(huì)影響缸內(nèi)混合氣的流動(dòng)過程進(jìn)而影響燃油的霧化與燃燒效率[4]，因此，研究轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣有助于理解缸內(nèi)混合氣的流動(dòng)過程進(jìn)而改善燃燒情況.國(guó)內(nèi)外的一些學(xué)者針對(duì)轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣過程已進(jìn)行了一系列研究.北京工業(yè)大學(xué)的紀(jì)常偉等[5]研究了不同進(jìn)氣方式對(duì)于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒及排放特性的影響，研究結(jié)果表明，采用復(fù)合進(jìn)氣后，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值缸壓升高，在排氣門開啟時(shí)刻所對(duì)應(yīng)CO的質(zhì)量最低.Yang等[6]建立了多種燃料轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真計(jì)算模型，研究了復(fù)合進(jìn)氣與端面進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)及燃燒性能的變化規(guī)律，研究發(fā)現(xiàn)，采用復(fù)合進(jìn)氣后轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣效率增加，點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣的流速加快，燃料的熱效率升高.Fan等[7-8]建立了可視化轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)臺(tái)架，利用PIV技術(shù)對(duì)轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)氣體的流動(dòng)過程進(jìn)行了測(cè)試，在試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上建立了轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程的三維模型，并探究了進(jìn)氣角度對(duì)于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響.從以上分析中得知，研究進(jìn)氣過程對(duì)于改善轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的性能有著重要意義.

以上研究都是針對(duì)轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣方式、進(jìn)氣道角度及進(jìn)氣相位所進(jìn)行的，對(duì)于進(jìn)氣道形狀對(duì)轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒及排放特性所產(chǎn)生的影響還鮮有報(bào)道.鑒于此，本文在試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，采用CONVERGE軟件構(gòu)建了復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程的CFD模型，并利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)所構(gòu)建模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證.在氫氣/汽油雙燃料條件下，利用所構(gòu)建的模型探究了進(jìn)氣道形狀對(duì)復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒及排放特性的影響，為轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的氣道形狀優(yōu)化提供了理論依據(jù)，提升了轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率.

1 模型構(gòu)建及驗(yàn)證

1.1 模型構(gòu)建

本次研究對(duì)象為一臺(tái)端面進(jìn)氣、氣道噴射、風(fēng)冷式摻氫汽油轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)，以該機(jī)器為參考構(gòu)建了轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程的三維模型，并結(jié)合相應(yīng)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)所構(gòu)建模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證.在所構(gòu)建模型的基礎(chǔ)上，以不改變轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣相位為原則，在轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的缸體上增設(shè)周邊進(jìn)氣口，以構(gòu)建復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的模型.計(jì)算過程中，將轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室容積最小時(shí)定義為上止點(diǎn)，燃燒室容積最大時(shí)定義為下止點(diǎn).復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)圖及相應(yīng)的技術(shù)參數(shù)如圖1及表1所示.

圖1 復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of the tested rotary engine

表1 轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)Table 1 Specifications of testing rotary engine

為了探究周邊進(jìn)氣道形狀對(duì)于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)氣體流動(dòng)及燃燒過程的影響，不改變進(jìn)氣相位及周邊進(jìn)氣口的面積，在所構(gòu)建的復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)模型的基礎(chǔ)上將周邊進(jìn)氣口的形狀分別設(shè)置為圓形、矩形、三角形及倒置三角形，并將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析.不同周邊進(jìn)氣道形狀轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)如圖2所示.

圖2 不同氣道形狀轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)(單位：mm)Fig.2 Schematic of the different intake shapes (unit:mm)

計(jì)算中，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速設(shè)置為4 500 r/min，進(jìn)氣壓力為0.035 MPa，摻氫體積分?jǐn)?shù)為3%，考慮到稀燃條件下轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)具有良好動(dòng)力性的同時(shí)排放較低，因此，本文在當(dāng)量比為0.8的情況下展開研究.

計(jì)算過程中，摻氫體積分?jǐn)?shù)定義為進(jìn)入燃燒室內(nèi)氫氣體積占混合氣總體積的比例，具體定義為

式中：VH2為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的氫氣流量(L/min)；Vair為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的空氣流量(L/min).

模型表面的網(wǎng)格尺寸會(huì)對(duì)計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生重要影響，因此，需要合理設(shè)置網(wǎng)格尺寸以平衡計(jì)算精度和計(jì)算資源之間的關(guān)系，計(jì)算之前首先需要對(duì)網(wǎng)格的無關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證.在轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 500 r/min，點(diǎn)火時(shí)刻為上止點(diǎn)前25°偏心軸轉(zhuǎn)角(eccentric angle before top deed center,EA BTDC)時(shí)，對(duì)比不同網(wǎng)格精度下轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的缸壓變化，完成對(duì)網(wǎng)格獨(dú)立性的檢驗(yàn).圖3顯示了網(wǎng)格尺寸分別為1、2、3 mm和2 mm加網(wǎng)格自適應(yīng)加密(adaptive mesh refinement,AMR)時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化情況.從圖中可以看出，當(dāng)燃燒室主體網(wǎng)格為1 mm時(shí)與采取2 mm加網(wǎng)格自適應(yīng)加密設(shè)置時(shí)的缸壓曲線近乎重疊.計(jì)算結(jié)果隨網(wǎng)格尺寸變化幅度較小，網(wǎng)格的獨(dú)立性得到了驗(yàn)證.

圖3 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證Fig.3 Grid independence study for in-cylinder pressure

因此，為了平衡計(jì)算結(jié)果與計(jì)算資源之間的關(guān)系，本次計(jì)算將燃燒室的主體網(wǎng)格設(shè)置為2 mm加網(wǎng)格自適應(yīng)加密的設(shè)置，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的網(wǎng)格模型如圖4所示.

圖4 網(wǎng)格模型Fig.4 Three-dimensional grid model of the rotary engine

1.2 湍流、燃燒模型及化學(xué)動(dòng)力學(xué)條件設(shè)定

RNGk-ε湍流模型充分考慮了流體運(yùn)動(dòng)過程中的流線型彎曲、旋渦以及張力的快速變化，可以精準(zhǔn)地計(jì)算流體的復(fù)雜運(yùn)動(dòng)，因此本文選擇RNGk-ε湍流模型計(jì)算轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中缸內(nèi)混合氣的流動(dòng)情況[9].選擇Han等[10]提出的壁面?zhèn)鳠崮Ｐ蛠碛?jì)算轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行過程中的傳熱損失，該模型充分考慮了熱力學(xué)變化和邊界層普朗特?cái)?shù)的變化，準(zhǔn)確性已經(jīng)通過實(shí)驗(yàn)得到了驗(yàn)證，能夠很好地計(jì)算轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中壁面之間的傳熱損失.使用SAGE模型并耦合化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理準(zhǔn)確地計(jì)算燃燒過程中各組分的濃度及分布，為了加快化學(xué)動(dòng)力學(xué)的求解過程，模型中激活了Multi-zone，使求解器可以對(duì)相同熱力學(xué)狀態(tài)區(qū)域的化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行同時(shí)計(jì)算，選擇CONVERGE軟件中自帶的NOx模型計(jì)算缸內(nèi)NOx的分布[11].

1.3 邊界條件設(shè)定

根據(jù)轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行工況，對(duì)模型的邊界條件進(jìn)行設(shè)置.發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道入口處的壓力設(shè)置為0.035 MPa，排氣道入口處的壓力設(shè)置為環(huán)境壓力，轉(zhuǎn)子及燃燒室的壁面溫度均設(shè)置為550 K，火花塞區(qū)域及電極溫度分別設(shè)置為750 K和850 K.由于轉(zhuǎn)子隨偏心軸不斷運(yùn)動(dòng)，將其設(shè)置為運(yùn)動(dòng)邊界.假設(shè)在火花塞電極中心位置產(chǎn)生一個(gè)直徑為0.75 mm，能量為0.02 J的球狀火核進(jìn)行點(diǎn)火.由于汽油與氫氣的噴射位置距離燃燒室較遠(yuǎn)，假設(shè)進(jìn)入燃燒室內(nèi)的混合氣均勻，具體邊界條件設(shè)置情況如表2所示.

表2 邊界條件設(shè)定Table 2 Summary of initial and boundary conditions

1.4 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

在轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣道上安裝氫氣噴嘴，并利用自主開發(fā)的混合燃料電子控制單元實(shí)現(xiàn)對(duì)燃料噴射參數(shù)及點(diǎn)火角的控制.轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的輸出軸與測(cè)功機(jī)相連接，從而控制其轉(zhuǎn)速、扭矩及輸出功率，在偏心軸末端安裝光電式位置傳感器采集位置信號(hào)，通過化學(xué)發(fā)光法和不分光紅外法對(duì)NOx、CO等排放物進(jìn)行分析.由于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，3個(gè)燃燒室的工作原理完全相同，因此在試驗(yàn)過程中只對(duì)其中一缸的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，本次試驗(yàn)的系統(tǒng)原理圖如圖5所示.

1—汽油箱；2—汽油泵；3—排氣道；4—進(jìn)氣道；5—?dú)錃夤苈窚p壓閥；6—?dú)錃饬髁坑?jì)；7—汽油流量計(jì)；8—阻燃閥；9—排氣背壓閥；10—空氣流量計(jì)；11—氧濃度傳感器；12—尾氣采樣管；13—?dú)錃鈬娮欤?4—汽油噴嘴；15—偏心軸位置傳感器；16—混合燃料電子控制單元；17—標(biāo)定計(jì)算機(jī)；18—火花塞式缸壓傳感器；19—電荷放大器；20—轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)；21—A/D轉(zhuǎn)化器；22—燃燒分析儀；23—尾氣分析儀；24—空燃比分析儀；25—?dú)錃鈨?chǔ)存罐.圖5 試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.5 Schematic of the experimental apparatus

圖6顯示在當(dāng)量比為0.8時(shí)，試驗(yàn)測(cè)得的缸壓、放熱率與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比.從圖中可以看出，計(jì)算得到的結(jié)果能夠較好地與試驗(yàn)數(shù)據(jù)保持一致，其中，峰值缸壓的偏差小于0.01 MPa，每度偏心軸轉(zhuǎn)角所對(duì)應(yīng)的放熱率與試驗(yàn)值之間的偏差小于0.1 J，二者峰值所對(duì)應(yīng)偏心軸之間的差異均小于0.7°.缸壓與放熱率的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合，說明所構(gòu)建的計(jì)算模型實(shí)用、有效，可對(duì)摻氫汽油轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過程進(jìn)行研究計(jì)算.

圖6 缸壓與放熱率驗(yàn)證Fig.6 Model validation for chamber pressure and heat release rate versus EA

2 結(jié)果分析

2.1 周邊進(jìn)氣道形狀對(duì)混合氣流動(dòng)的影響

圖7給出了400°EA BTDC時(shí)燃燒室正面與中心截面的流場(chǎng)分布圖.此時(shí)處于進(jìn)氣前期，燃燒室內(nèi)氣體的流動(dòng)受進(jìn)氣氣流與轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)的共同影響.從圖中可以看出，燃燒室后端的混合氣在轉(zhuǎn)子的帶動(dòng)下向前流動(dòng)，受高速進(jìn)氣氣流的影響，混合氣經(jīng)過周邊進(jìn)氣口時(shí)運(yùn)動(dòng)方向發(fā)生偏折，與周邊進(jìn)氣氣流匯合后一起撞向轉(zhuǎn)子壁面，撞擊后混合氣逆向流回燃燒室后端形成渦團(tuán)A，另一部分進(jìn)氣氣流在燃燒室前方形成渦團(tuán)B.進(jìn)氣道形狀的不同導(dǎo)致混合氣的流速及流量在空間位置上存在差異.與圓形進(jìn)氣道相比，矩形進(jìn)氣道單位時(shí)間內(nèi)進(jìn)氣口開啟面積不變，所以缸內(nèi)速度流線更加均勻；當(dāng)周邊進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)，位于燃燒室后端的進(jìn)氣口面積較大，此處進(jìn)入燃燒室內(nèi)的混合氣流量大，從中心截面的流線圖中看出，氣流從進(jìn)氣道進(jìn)入燃燒室后撞擊轉(zhuǎn)子，然后緊貼轉(zhuǎn)子壁面流向燃燒室前端，而靠近燃燒室前端一側(cè)的進(jìn)氣道面積較小，此處進(jìn)入燃燒室內(nèi)的混合氣流量較小，大部分新鮮混合氣沿著轉(zhuǎn)子壁面流向燃燒室前端形成主進(jìn)氣流道，主進(jìn)氣流道與燃燒室壁面之間形成一個(gè)較大空間，渦團(tuán)B的發(fā)展空間變大且旋轉(zhuǎn)中心離轉(zhuǎn)子壁面較近.當(dāng)進(jìn)氣道形狀為倒置三角形時(shí)，燃燒室后端的進(jìn)氣口面積較小，混合氣通過前端較大的進(jìn)氣口進(jìn)入燃燒室內(nèi)，此時(shí)進(jìn)氣主流區(qū)離轉(zhuǎn)子壁面較遠(yuǎn)，來自進(jìn)氣道的高速氣流占據(jù)了燃燒室的大部分空間，渦團(tuán)B的發(fā)展空間減小，形成渦團(tuán)的半徑較小且旋轉(zhuǎn)中心離轉(zhuǎn)子壁面較遠(yuǎn)，此時(shí)旋轉(zhuǎn)中心更加靠近燃燒室壁面.

圖7 上止點(diǎn)前400°EA時(shí)燃燒室內(nèi)流場(chǎng)分布Fig.7 Contours of the airflow streamlines at 400°EA BTDC

圖8顯示了340°EA BTDC時(shí)缸內(nèi)流場(chǎng)的分布圖.隨著偏心軸轉(zhuǎn)角的增加，燃燒室內(nèi)的容積逐漸加大，進(jìn)氣阻力減小進(jìn)而有利于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣.從燃燒室的正面流場(chǎng)圖中可以看出，受端面進(jìn)氣氣流的擠壓，從周邊進(jìn)氣道進(jìn)入的混合氣沿著燃燒室后端面向前流動(dòng).此時(shí)燃燒室內(nèi)部空間較大，為渦團(tuán)B的發(fā)展提供了有利條件，所以從中心截面圖可以看出，與偏心軸轉(zhuǎn)角為400°EA BTDC時(shí)相比，不同進(jìn)氣道形狀下渦團(tuán)B的半徑均顯著增加.由于燃燒室尾端的容積急劇減小，受轉(zhuǎn)子與燃燒室壁面的擠壓作用，渦團(tuán)A的半徑縮小且有耗散消失的趨勢(shì).進(jìn)氣道形狀為倒置三角形時(shí)，渦團(tuán)A的耗散趨勢(shì)最明顯.

圖8 上止點(diǎn)前340°EA時(shí)燃燒室內(nèi)流場(chǎng)分布Fig.8 Contours of the airflow streamlines at 340°EA BTDC

圖9顯示了偏心軸轉(zhuǎn)角為230°EA BTDC時(shí)缸內(nèi)流場(chǎng)變化情況，此時(shí)進(jìn)氣門即將關(guān)閉，從進(jìn)氣道流入燃燒室內(nèi)的混合氣減少，轉(zhuǎn)子對(duì)缸內(nèi)混合氣流動(dòng)的影響加強(qiáng).從圖9中的正面圖可以看出，此時(shí)混合氣大部分聚集在燃燒室前端，由于進(jìn)氣口即將關(guān)閉，進(jìn)氣道內(nèi)混合氣流速與壓力較低，而混合氣處于被壓縮階段，燃燒室內(nèi)的壓力升高，在壓差的作用下燃燒室內(nèi)的混合氣反向流入進(jìn)氣道，出現(xiàn)回流現(xiàn)象.采用倒置三角形時(shí)進(jìn)氣口關(guān)閉時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的開啟面積最大，因此回流現(xiàn)象最為突出，更多的混合氣回流到進(jìn)氣道內(nèi).從中心截面的流線圖可以看出，在轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)的影響下渦團(tuán)B被壓縮至燃燒室前端，且不同進(jìn)氣道形狀下渦團(tuán)B的位置不同，相比于其他氣道形狀，當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)渦團(tuán)B更加靠近轉(zhuǎn)子壁面且渦團(tuán)半徑最大.

圖9 上止點(diǎn)前230°EA時(shí)燃燒室內(nèi)流場(chǎng)分布Fig.9 Contours of the airflow streamlines at 230°EA BTDC

圖10顯示了偏心軸轉(zhuǎn)角為110°EA BTDC時(shí)缸內(nèi)流場(chǎng)的變化情況，此時(shí)進(jìn)氣門完全關(guān)閉，燃燒室內(nèi)混合氣的流動(dòng)完全受轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)的影響.燃燒室內(nèi)的容積急劇減小，混合氣在轉(zhuǎn)子的影響下由燃燒室后端向前流動(dòng)，由于轉(zhuǎn)子中間存在凹坑，此處燃燒室容積相對(duì)較大，因此渦團(tuán)B被壓縮至靠近燃燒室后端面的凹坑里.當(dāng)進(jìn)氣道形狀為倒置三角形時(shí)，渦團(tuán)B的半徑減小且有耗散的趨勢(shì).此時(shí)燃燒室內(nèi)的混合氣整體由轉(zhuǎn)子推動(dòng)從燃燒室后端向前流動(dòng)，在靠近燃燒室壁面處形成單向流.

圖10 上止點(diǎn)前110°EA時(shí)燃燒室內(nèi)流場(chǎng)分布Fig.10 Contours of the airflow streamlines at 110°EA BTDC

2.2 混合氣流動(dòng)規(guī)律及湍動(dòng)能分析

轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣的流動(dòng)特性及流場(chǎng)的變化過程對(duì)火焰?zhèn)鞑ビ泻艽蟮挠绊?，圖11給出了點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)流場(chǎng)及湍動(dòng)能的變化規(guī)律.轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室在壓縮階段后期會(huì)變?yōu)橐欢为M長(zhǎng)的結(jié)構(gòu)，燃燒室內(nèi)的縱向空間急劇縮小，位于凹坑處的渦流受轉(zhuǎn)子與燃燒室壁面的擠壓作用，渦流半徑開始變小直至耗散消失，燃燒室內(nèi)最終形成與轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方向一致的單向流，該單向流會(huì)對(duì)火焰?zhèn)鞑ミ^程產(chǎn)生重要影響.由于凹坑的存在，轉(zhuǎn)子推動(dòng)燃燒室內(nèi)的混合氣匯集到凹坑后一起流向燃燒室前方，凹坑處較大的空間導(dǎo)致混合氣的速度增大.所以從圖11中速度云圖可以看出，缸內(nèi)混合氣的高速區(qū)域均存在于凹坑附近.由于此時(shí)缸內(nèi)混合氣流動(dòng)主要受轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)的影響，因此在轉(zhuǎn)速相同時(shí)缸內(nèi)氣體的平均流速相差不大.圖11還展示了點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)湍動(dòng)能的分布，因?yàn)楦變?nèi)渦團(tuán)不斷被壓縮直至消失，所以此時(shí)缸內(nèi)湍動(dòng)能整體較低.湍動(dòng)能主要受混合氣流動(dòng)影響，因此其分布規(guī)律與速度變化規(guī)律相似，燃燒室中前方靠近凹坑附近的湍動(dòng)能較大，不同進(jìn)氣道形狀下湍動(dòng)能在火花塞附近的差異較大.從圖11中的分析得知，在壓縮階段，當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)，混合氣運(yùn)動(dòng)形式最復(fù)雜，所以點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)湍動(dòng)能最大.與周邊進(jìn)氣道為圓形時(shí)相比，當(dāng)周邊進(jìn)氣道為矩形和三角形時(shí)，湍動(dòng)能分別增加8.48%和26.91%，當(dāng)進(jìn)氣道形狀為倒置三角形時(shí)，缸內(nèi)湍動(dòng)能降低15.48%.湍動(dòng)能增大對(duì)初始火焰的發(fā)展具有積極影響.

圖11 點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)速度場(chǎng)與湍動(dòng)能分布Fig.11 Contours of the velocity field and turbulence kinetic energy at ignition time

氣道結(jié)構(gòu)的變化會(huì)影響進(jìn)氣阻力[12]，進(jìn)而影響轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù).圖12展示了不同進(jìn)氣道形狀下轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)充量系數(shù)的變化規(guī)律.從圖中可以看出，當(dāng)進(jìn)氣道為三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)最大，造成這一現(xiàn)象的原因?yàn)椋哼M(jìn)氣道為三角形時(shí)，進(jìn)氣口開啟時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的氣口面積最大，在壓力差的作用下更多混合氣進(jìn)入燃燒室內(nèi)，該部分高速新鮮混合氣將燃燒室內(nèi)的殘余廢氣擠入排氣道，減少了燃燒室內(nèi)的殘余廢氣量.此外，當(dāng)進(jìn)氣道為三角形時(shí)，進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的進(jìn)氣口面積最小，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的回流現(xiàn)象最小，更多的新鮮混合氣留在燃燒室內(nèi)，因此進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)所對(duì)應(yīng)的充量系數(shù)最高.當(dāng)周邊進(jìn)氣道為倒置三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)最小.與進(jìn)氣道形狀為圓形時(shí)相比，當(dāng)周邊進(jìn)氣道形狀為矩形和三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)分別增加0.33%和0.87%，當(dāng)進(jìn)氣道形狀為倒置三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)降低了1.42%.充量系數(shù)升高可以使轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)獲得更加優(yōu)異的動(dòng)力性.

圖12 不同進(jìn)氣道形狀下充量系數(shù)的對(duì)比Fig.12 Volumetric coefficient of rotary engine under different intake shapes

2.3 燃燒及排放特性分析

燃燒室內(nèi)的峰值壓力是決定發(fā)動(dòng)機(jī)做功性能的重要參數(shù)之一[13].圖13給出了不同進(jìn)氣道形狀下缸內(nèi)峰值壓力與溫度的變化規(guī)律.與進(jìn)氣道形狀為圓形時(shí)相比，當(dāng)周邊進(jìn)氣道形狀為矩形和三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的峰值壓力分別提升了4.96%和5.87%，當(dāng)周邊進(jìn)氣道形狀為倒置三角形時(shí)，峰值壓力下降0.76%.當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)燃燒室內(nèi)峰值溫度最高，比圓形氣道增加2.12%，有效提升了轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的做功性能.造成這一現(xiàn)象的原因是：當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)最大，更多的新鮮混合氣進(jìn)入燃燒室，燃燒室內(nèi)的熱氛圍得到有效提升，為燃燒反應(yīng)提供了有利條件，同時(shí)更多的燃料參與燃燒反應(yīng)放出大量的熱，使得燃燒室內(nèi)的峰值壓力與溫度升高.

圖13 缸內(nèi)峰值壓力及溫度對(duì)比Fig.13 Variations of in-cylinder pressure and temperature

放熱率可以用來表示燃料的燃燒速率[14].圖14給出了轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中累計(jì)放熱率隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化情況.由于點(diǎn)火初期火焰的發(fā)展主要受點(diǎn)火能量影響，因此從圖中可以看出，在火焰發(fā)展階段不同氣道形狀所對(duì)應(yīng)燃料放熱率的變化規(guī)律近似.隨著偏心軸轉(zhuǎn)角的增加，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入快速燃燒階段，此時(shí)缸內(nèi)流場(chǎng)及化學(xué)反應(yīng)速率共同決定燃燒速率，較高的湍動(dòng)能與熱氛圍有利于加快燃料的燃燒速率，縮短燃燒持續(xù)周期.從前文的分析中已知，當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)，缸內(nèi)混合氣的流速、湍動(dòng)能最大，且此時(shí)轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)最高，相同容積下分子之間有效碰撞的概率提升，并且較高的湍動(dòng)能與缸內(nèi)溫度為化學(xué)反應(yīng)提供了有利條件，加快了化學(xué)反應(yīng)速率，因此從圖14中可以看出，當(dāng)進(jìn)氣道為三角形時(shí)，在燃燒快速發(fā)展期燃料的燃燒速率最快.燃燒速率加快可以使燃料放熱更接近于上止點(diǎn)，提升轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的峰值缸壓，同時(shí)，還可以減少傳熱損失，提升轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率.

圖14 累計(jì)放熱率隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律Fig.14 Variations of HHR under different EA

圖15給出了轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中缸內(nèi)C8H18和H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化情況.從圖中可以看出，不同進(jìn)氣道形狀下燃料消耗速率的差異較為明顯.進(jìn)氣道為倒置三角形時(shí)轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣阻力增大，進(jìn)入燃燒室內(nèi)的混合氣質(zhì)量減小，點(diǎn)火初期燃燒室內(nèi)的溫度較低，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢，燃料的消耗速率減慢.當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)最大，缸內(nèi)良好的熱氛圍有利于初始火核的形成，燃料快速消耗時(shí)所對(duì)應(yīng)的偏心軸轉(zhuǎn)角提前.此外，較大的充量系數(shù)使得燃燒室內(nèi)單位容積參與燃燒反應(yīng)的化學(xué)分子數(shù)量增多，促進(jìn)了燃燒反應(yīng)的進(jìn)行，且較快的火焰?zhèn)鞑ニ俣忍嵘巳剂系娜紵剩涌炝嘶旌蠚獾南乃俾?并且，摻氫也會(huì)增加燃燒反應(yīng)的速度[15].

圖15 燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律Fig.15 Variations of C8H18 and H2 consumption percentage under different EA

CO作為碳?xì)淙剂先紵^程的中間產(chǎn)物，主要存在于火焰鋒面與不完全燃燒區(qū)域[16].圖16給出了不同氣道形狀與采用三角形進(jìn)氣道時(shí)缸內(nèi)CO的濃度對(duì)比.從圖中可以看出，當(dāng)轉(zhuǎn)子到達(dá)上止點(diǎn)時(shí)，進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)缸內(nèi)CO的濃度最大，這是因?yàn)樵谌紵跏茧A段，進(jìn)氣道為三角形時(shí)燃燒室內(nèi)參與燃燒反應(yīng)的化學(xué)分子數(shù)增多，且燃燒室內(nèi)良好的熱氛圍促使燃燒進(jìn)程加快，從而導(dǎo)致CO的生成量增加.CO作為燃料不完全燃燒的中間產(chǎn)物，可以通過化學(xué)反應(yīng)被氧化為CO2.采用三角形進(jìn)氣道時(shí)燃燒室內(nèi)的燃料迅速燃燒放出大量的熱，缸內(nèi)溫度急劇升高加速了CO氧化反應(yīng)的進(jìn)行，所以到了燃燒中期缸內(nèi)CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)減小.在排氣門開啟時(shí)刻，采用三角形氣道時(shí)燃燒室內(nèi)大部分燃料已完成放熱，缸內(nèi)溫度下降且CO被氧化.與三角形進(jìn)氣道相比，當(dāng)進(jìn)氣道形狀為倒置三角形時(shí)排氣門開啟時(shí)刻缸內(nèi)CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加了16.84%.

圖16 相比于方案3的CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化率Fig.16 Variation of the rate of CO mass fraction vs.Case 3

NOx的生成量主要受缸內(nèi)溫度、氧濃度及反應(yīng)時(shí)間的影響.圖17展示了不同進(jìn)氣道形狀下缸內(nèi)NOx生成量隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律，從圖中可以看出，點(diǎn)火初始時(shí)刻，缸內(nèi)NOx的生成量很少，當(dāng)轉(zhuǎn)子過了上止點(diǎn)后NOx的生成量迅速增加，增大到某一數(shù)值后保持不變直至排氣門開啟.這一現(xiàn)象的主要原因?yàn)椋荷现裹c(diǎn)前為火焰發(fā)展初期，此時(shí)火焰分布范圍較小，燃燒室內(nèi)的溫度較低，因此生成的NOx較少，當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過上止點(diǎn)后，火焰加速傳播，燃料迅速放熱使得缸內(nèi)溫度上升，為NOx的生成提供了適宜的條件，導(dǎo)致NOx的生成量增多.隨著燃燒反應(yīng)的進(jìn)行，燃燒室內(nèi)溫度降低，且轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)較大的面容比使得火焰在燃燒室表面發(fā)生淬熄效應(yīng)，減緩了NOx的生成，所以當(dāng)NOx的生成量達(dá)到峰值后不再變化，直到排氣門開啟.從圖中還可以看出，進(jìn)氣初期進(jìn)氣口開啟面積越大，缸內(nèi)NOx的生成量越多，與缸壓的變化規(guī)律一致.當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)，燃燒室內(nèi)生成的NOx最多.主要原因如下：NOx的生成量受已燃區(qū)域溫度和氧氣濃度的影響，當(dāng)進(jìn)氣道形狀為三角形時(shí)，進(jìn)入燃燒室內(nèi)的混合氣增多，相同容積內(nèi)具有較多的氧氣分子，且缸內(nèi)良好的熱氛圍為NOx的生成提供了有利條件，所以生成的NOx最多.

圖17 不同偏心軸轉(zhuǎn)角下NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.17 Variations of in-cylinder NOx mass fraction under different EA

圖18展示了不同進(jìn)氣道形狀下NOx在燃燒室內(nèi)的分布規(guī)律.從圖中可以看出，受缸內(nèi)溫度及主流流場(chǎng)的影響，缸內(nèi)NOx主要分布在燃燒室前端的已燃區(qū)域.在燃燒初始階段火焰的傳播速度較慢，火花塞附近的火核持續(xù)燃燒形成高溫，導(dǎo)致火花塞附近形成NOx濃區(qū).隨著偏心軸轉(zhuǎn)角的增加，傳向燃燒室前端的火焰在主流流場(chǎng)的作用下迅速掠過整個(gè)燃燒室，位于燃燒室前端的混合氣快速燃燒釋放出大量的熱，導(dǎo)致燃燒室前端的NOx分布范圍擴(kuò)大并形成局部濃區(qū).燃燒后期NOx主要分布在氣缸后端蓋與火花塞附近.產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因?yàn)椋哼M(jìn)氣門關(guān)閉后，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣流動(dòng)完全受轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)的影響，在轉(zhuǎn)子的帶動(dòng)下，混合氣形成從燃燒室后方向前流動(dòng)的流場(chǎng)，在該流場(chǎng)的影響下，傳向燃燒室后方的火焰受到抑制，導(dǎo)致燃燒室后方存在局部未燃區(qū).位于該未燃區(qū)內(nèi)的可燃混合氣被轉(zhuǎn)子推動(dòng)到火花塞附近時(shí)才能參與燃燒，因此火花塞附近持續(xù)發(fā)生燃燒反應(yīng)并產(chǎn)生高溫，有利于NOx的生成.同時(shí)，在缸內(nèi)渦團(tuán)的影響下，NOx在氣缸后端蓋附近集富并形成局部濃區(qū).

圖18 不同偏心軸轉(zhuǎn)角下缸內(nèi)NOx的分布情況Fig.18 In-cylinder distribution of NOx emission under different EA

3 結(jié)論

1) 進(jìn)氣初期進(jìn)氣口開啟面積越大，燃燒室前端形成的渦團(tuán)半徑越大且旋轉(zhuǎn)中心越靠近轉(zhuǎn)子壁面.進(jìn)氣后期，缸內(nèi)混合氣受擠壓作用出現(xiàn)回流現(xiàn)象，且此時(shí)對(duì)應(yīng)的周邊進(jìn)氣口面積越大，混合氣的回流現(xiàn)象越明顯.

2) 點(diǎn)火時(shí)刻，不同周邊進(jìn)氣道形狀下轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)湍動(dòng)能差異較大，與周邊進(jìn)氣道形狀為圓形時(shí)相比，當(dāng)周邊進(jìn)氣道為矩形和三角形時(shí)湍動(dòng)能分別增加8.48%和26.91%，較大的湍動(dòng)能會(huì)對(duì)火焰的發(fā)展具有積極影響.

3) 與周邊進(jìn)氣道形狀為圓形時(shí)相比，當(dāng)周邊進(jìn)氣道形狀為矩形和三角形時(shí)，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的充量系數(shù)分別增加0.33%和0.87%，燃燒室內(nèi)的峰值壓力分別提升了4.96%和5.87%.當(dāng)周邊進(jìn)氣道為三角形時(shí)，排氣道開啟時(shí)刻燃燒室內(nèi)CO生成量最少，但較高的燃燒溫度導(dǎo)致NOx的生成量增加.