馬澤東，紀常偉，史 程，楊金鑫，李 欣，劉建峰，隗立國

(1.中國北方車輛研究所，北京 100072;2.北京工業(yè)大學汽車工程系,北京 100124；3.北京理工大學機械與車輛學院,北京 100081)

相比于傳統(tǒng)的往復式活塞機，轉(zhuǎn)子發(fā)動機具有體積小、質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)精簡等特點.轉(zhuǎn)子發(fā)動機沒有曲柄連桿機構(gòu)，轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)運動代替了活塞的直線運動，可以將燃料燃燒產(chǎn)生的動力直接輸出，因此轉(zhuǎn)子發(fā)動機在高速運行時更加平穩(wěn).由于轉(zhuǎn)子發(fā)動機一些得天獨厚的優(yōu)勢，已大量運用于無人機、軍用特種車輛、便攜式發(fā)動機和電動車增程器[1]等領(lǐng)域.但由于轉(zhuǎn)子發(fā)動機獨特的燃燒室結(jié)構(gòu)，導致其燃燒效率低，產(chǎn)生的有害排放高，因此，如何提升轉(zhuǎn)子發(fā)動機的燃燒效率并降低其有害排放已成為研究熱點[2-3].

按照進氣方式劃分，轉(zhuǎn)子發(fā)動機可以分為端面進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機、周邊進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機及復合進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機.進氣方式會影響缸內(nèi)混合氣的流動過程進而影響燃油的霧化與燃燒效率[4]，因此，研究轉(zhuǎn)子發(fā)動機的進氣有助于理解缸內(nèi)混合氣的流動過程進而改善燃燒情況.國內(nèi)外的一些學者針對轉(zhuǎn)子發(fā)動機的進氣過程已進行了一系列研究.北京工業(yè)大學的紀常偉等[5]研究了不同進氣方式對于轉(zhuǎn)子發(fā)動機燃燒及排放特性的影響，研究結(jié)果表明，采用復合進氣后，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的峰值缸壓升高，在排氣門開啟時刻所對應CO的質(zhì)量最低.Yang等[6]建立了多種燃料轉(zhuǎn)子發(fā)動機的仿真計算模型，研究了復合進氣與端面進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機缸內(nèi)流場及燃燒性能的變化規(guī)律，研究發(fā)現(xiàn)，采用復合進氣后轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充氣效率增加，點火時刻缸內(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)動機的試驗臺架，利用PIV技術(shù)對轉(zhuǎn)子發(fā)動機缸內(nèi)氣體的流動過程進行了測試，在試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上建立了轉(zhuǎn)子發(fā)動機工作過程的三維模型，并探究了進氣角度對于轉(zhuǎn)子發(fā)動機性能的影響.從以上分析中得知，研究進氣過程對于改善轉(zhuǎn)子發(fā)動機的性能有著重要意義.

以上研究都是針對轉(zhuǎn)子發(fā)動機的進氣方式、進氣道角度及進氣相位所進行的，對于進氣道形狀對轉(zhuǎn)子發(fā)動機燃燒及排放特性所產(chǎn)生的影響還鮮有報道.鑒于此，本文在試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，采用CONVERGE軟件構(gòu)建了復合進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機工作過程的CFD模型，并利用試驗數(shù)據(jù)對所構(gòu)建模型的準確性進行了驗證.在氫氣/汽油雙燃料條件下，利用所構(gòu)建的模型探究了進氣道形狀對復合進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機燃燒及排放特性的影響，為轉(zhuǎn)子發(fā)動機的氣道形狀優(yōu)化提供了理論依據(jù)，提升了轉(zhuǎn)子發(fā)動機的燃燒效率.

1 模型構(gòu)建及驗證

1.1 模型構(gòu)建

本次研究對象為一臺端面進氣、氣道噴射、風冷式摻氫汽油轉(zhuǎn)子發(fā)動機，以該機器為參考構(gòu)建了轉(zhuǎn)子發(fā)動機工作過程的三維模型，并結(jié)合相應的試驗數(shù)據(jù)對所構(gòu)建模型的準確性進行了驗證.在所構(gòu)建模型的基礎(chǔ)上，以不改變轉(zhuǎn)子發(fā)動機進氣相位為原則，在轉(zhuǎn)子發(fā)動機的缸體上增設(shè)周邊進氣口，以構(gòu)建復合進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機的模型.計算過程中，將轉(zhuǎn)子發(fā)動機燃燒室容積最小時定義為上止點，燃燒室容積最大時定義為下止點.復合進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機的結(jié)構(gòu)圖及相應的技術(shù)參數(shù)如圖1及表1所示.

圖1 復合進氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of the tested rotary engine

表1 轉(zhuǎn)子發(fā)動機技術(shù)參數(shù)Table 1 Specifications of testing rotary engine

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

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

計算中，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的轉(zhuǎn)速設(shè)置為4 500 r/min，進氣壓力為0.035 MPa，摻氫體積分數(shù)為3%，考慮到稀燃條件下轉(zhuǎn)子發(fā)動機具有良好動力性的同時排放較低，因此，本文在當量比為0.8的情況下展開研究.

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

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

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

圖3 網(wǎng)格獨立性驗證Fig.3 Grid independence study for in-cylinder pressure

因此，為了平衡計算結(jié)果與計算資源之間的關(guān)系，本次計算將燃燒室的主體網(wǎng)格設(shè)置為2 mm加網(wǎng)格自適應加密的設(shè)置，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的網(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、燃燒模型及化學動力學條件設(shè)定

RNGk-ε湍流模型充分考慮了流體運動過程中的流線型彎曲、旋渦以及張力的快速變化，可以精準地計算流體的復雜運動，因此本文選擇RNGk-ε湍流模型計算轉(zhuǎn)子發(fā)動機工作過程中缸內(nèi)混合氣的流動情況[9].選擇Han等[10]提出的壁面?zhèn)鳠崮Ｐ蛠碛嬎戕D(zhuǎn)子發(fā)動機運行過程中的傳熱損失，該模型充分考慮了熱力學變化和邊界層普朗特數(shù)的變化，準確性已經(jīng)通過實驗得到了驗證，能夠很好地計算轉(zhuǎn)子發(fā)動機工作過程中壁面之間的傳熱損失.使用SAGE模型并耦合化學動力學機理準確地計算燃燒過程中各組分的濃度及分布，為了加快化學動力學的求解過程，模型中激活了Multi-zone，使求解器可以對相同熱力學狀態(tài)區(qū)域的化學反應進行同時計算，選擇CONVERGE軟件中自帶的NOx模型計算缸內(nèi)NOx的分布[11].

1.3 邊界條件設(shè)定

根據(jù)轉(zhuǎn)子發(fā)動機的運行工況，對模型的邊界條件進行設(shè)置.發(fā)動機進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)子隨偏心軸不斷運動，將其設(shè)置為運動邊界.假設(shè)在火花塞電極中心位置產(chǎn)生一個直徑為0.75 mm，能量為0.02 J的球狀火核進行點火.由于汽油與氫氣的噴射位置距離燃燒室較遠，假設(shè)進入燃燒室內(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 模型準確性驗證

在轉(zhuǎn)子發(fā)動機的進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現(xiàn)對燃料噴射參數(shù)及點火角的控制.轉(zhuǎn)子發(fā)動機的輸出軸與測功機相連接，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，通過化學發(fā)光法和不分光紅外法對NOx、CO等排放物進行分析.由于轉(zhuǎn)子發(fā)動機工作過程中，3個燃燒室的工作原理完全相同，因此在試驗過程中只對其中一缸的數(shù)據(jù)進行處理，本次試驗的系統(tǒng)原理圖如圖5所示.

1—汽油箱；2—汽油泵；3—排氣道；4—進氣道；5—氫氣管路減壓閥；6—氫氣流量計；7—汽油流量計；8—阻燃閥；9—排氣背壓閥；10—空氣流量計；11—氧濃度傳感器；12—尾氣采樣管；13—氫氣噴嘴；14—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—標定計算機；18—火花塞式缸壓傳感器；19—電荷放大器；20—轉(zhuǎn)子發(fā)動機；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—氫氣儲存罐.圖5 試驗系統(tǒng)Fig.5 Schematic of the experimental apparatus

圖6顯示在當量比為0.8時，試驗測得的缸壓、放熱率與計算結(jié)果的對比.從圖中可以看出，計算得到的結(jié)果能夠較好地與試驗數(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)角所對應的放熱率與試驗值之間的偏差小于0.1 J，二者峰值所對應偏心軸之間的差異均小于0.7°.缸壓與放熱率的計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)基本吻合，說明所構(gòu)建的計算模型實用、有效，可對摻氫汽油轉(zhuǎn)子發(fā)動機的工作過程進行研究計算.

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

2 結(jié)果分析

2.1 周邊進氣道形狀對混合氣流動的影響

圖7給出了400°EA BTDC時燃燒室正面與中心截面的流場分布圖.此時處于進氣前期，燃燒室內(nèi)氣體的流動受進氣氣流與轉(zhuǎn)子運動的共同影響.從圖中可以看出，燃燒室后端的混合氣在轉(zhuǎn)子的帶動下向前流動，受高速進氣氣流的影響，混合氣經(jīng)過周邊進氣口時運動方向發(fā)生偏折，與周邊進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A，另一部分進氣氣流在燃燒室前方形成渦團B.進氣道形狀的不同導致混合氣的流速及流量在空間位置上存在差異.與圓形進氣道相比，矩形進氣道單位時間內(nèi)進氣口開啟面積不變，所以缸內(nèi)速度流線更加均勻；當周邊進氣道形狀為三角形時，位于燃燒室后端的進氣口面積較大，此處進入燃燒室內(nèi)的混合氣流量大，從中心截面的流線圖中看出，氣流從進氣道進入燃燒室后撞擊轉(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)的進氣道面積較小，此處進入燃燒室內(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氣流道，主進氣流道與燃燒室壁面之間形成一個較大空間，渦團B的發(fā)展空間變大且旋轉(zhuǎn)中心離轉(zhuǎn)子壁面較近.當進氣道形狀為倒置三角形時，燃燒室后端的進氣口面積較小，混合氣通過前端較大的進氣口進入燃燒室內(nèi)，此時進氣主流區(qū)離轉(zhuǎn)子壁面較遠，來自進氣道的高速氣流占據(jù)了燃燒室的大部分空間，渦團B的發(fā)展空間減小，形成渦團的半徑較小且旋轉(zhuǎn)中心離轉(zhuǎn)子壁面較遠，此時旋轉(zhuǎn)中心更加靠近燃燒室壁面.

圖7 上止點前400°EA時燃燒室內(nèi)流場分布Fig.7 Contours of the airflow streamlines at 400°EA BTDC

圖8顯示了340°EA BTDC時缸內(nèi)流場的分布圖.隨著偏心軸轉(zhuǎn)角的增加，燃燒室內(nèi)的容積逐漸加大，進氣阻力減小進而有利于轉(zhuǎn)子發(fā)動機進氣.從燃燒室的正面流場圖中可以看出，受端面進氣氣流的擠壓，從周邊進氣道進入的混合氣沿著燃燒室后端面向前流動.此時燃燒室內(nèi)部空間較大，為渦團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時相比，不同進氣道形狀下渦團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A的半徑縮小且有耗散消失的趨勢.進氣道形狀為倒置三角形時，渦團A的耗散趨勢最明顯.

圖8 上止點前340°EA時燃燒室內(nèi)流場分布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時缸內(nèi)流場變化情況，此時進氣門即將關(guān)閉，從進氣道流入燃燒室內(nèi)的混合氣減少，轉(zhuǎn)子對缸內(nèi)混合氣流動的影響加強.從圖9中的正面圖可以看出，此時混合氣大部分聚集在燃燒室前端，由于進氣口即將關(guān)閉，進氣道內(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氣道，出現(xiàn)回流現(xiàn)象.采用倒置三角形時進氣口關(guān)閉時刻所對應的開啟面積最大，因此回流現(xiàn)象最為突出，更多的混合氣回流到進氣道內(nèi).從中心截面的流線圖可以看出，在轉(zhuǎn)子運動的影響下渦團B被壓縮至燃燒室前端，且不同進氣道形狀下渦團B的位置不同，相比于其他氣道形狀，當進氣道形狀為三角形時渦團B更加靠近轉(zhuǎn)子壁面且渦團半徑最大.

圖9 上止點前230°EA時燃燒室內(nèi)流場分布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時缸內(nèi)流場的變化情況，此時進氣門完全關(guān)閉，燃燒室內(nèi)混合氣的流動完全受轉(zhuǎn)子運動的影響.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，由于轉(zhuǎn)子中間存在凹坑，此處燃燒室容積相對較大，因此渦團B被壓縮至靠近燃燒室后端面的凹坑里.當進氣道形狀為倒置三角形時，渦團B的半徑減小且有耗散的趨勢.此時燃燒室內(nèi)的混合氣整體由轉(zhuǎn)子推動從燃燒室后端向前流動，在靠近燃燒室壁面處形成單向流.

圖10 上止點前110°EA時燃燒室內(nèi)流場分布Fig.10 Contours of the airflow streamlines at 110°EA BTDC

2.2 混合氣流動規(guī)律及湍動能分析

轉(zhuǎn)子發(fā)動機缸內(nèi)混合氣的流動特性及流場的變化過程對火焰?zhèn)鞑ビ泻艽蟮挠绊懀瑘D11給出了點火時刻缸內(nèi)流場及湍動能的變化規(guī)律.轉(zhuǎn)子發(fā)動機的燃燒室在壓縮階段后期會變?yōu)橐欢为M長的結(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)子運動方向一致的單向流，該單向流會對火焰?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.由于此時缸內(nèi)混合氣流動主要受轉(zhuǎn)子運動的影響，因此在轉(zhuǎn)速相同時缸內(nèi)氣體的平均流速相差不大.圖11還展示了點火時刻缸內(nèi)湍動能的分布，因為缸內(nèi)渦團不斷被壓縮直至消失，所以此時缸內(nèi)湍動能整體較低.湍動能主要受混合氣流動影響，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能較大，不同進氣道形狀下湍動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，當進氣道形狀為三角形時，混合氣運動形式最復雜，所以點火時刻缸內(nèi)湍動能最大.與周邊進氣道為圓形時相比，當周邊進氣道為矩形和三角形時，湍動能分別增加8.48%和26.91%，當進氣道形狀為倒置三角形時，缸內(nèi)湍動能降低15.48%.湍動能增大對初始火焰的發(fā)展具有積極影響.

圖11 點火時刻缸內(nèi)速度場與湍動能分布Fig.11 Contours of the velocity field and turbulence kinetic energy at ignition time

氣道結(jié)構(gòu)的變化會影響進氣阻力[12]，進而影響轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù).圖12展示了不同進氣道形狀下轉(zhuǎn)子發(fā)動機充量系數(shù)的變化規(guī)律.從圖中可以看出，當進氣道為三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù)最大，造成這一現(xiàn)象的原因為：進氣道為三角形時，進氣口開啟時刻所對應的氣口面積最大，在壓力差的作用下更多混合氣進入燃燒室內(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，當進氣道為三角形時，進氣門關(guān)閉時刻所對應的進氣口面積最小，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的回流現(xiàn)象最小，更多的新鮮混合氣留在燃燒室內(nèi)，因此進氣道形狀為三角形時所對應的充量系數(shù)最高.當周邊進氣道為倒置三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù)最小.與進氣道形狀為圓形時相比，當周邊進氣道形狀為矩形和三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù)分別增加0.33%和0.87%，當進氣道形狀為倒置三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù)降低了1.42%.充量系數(shù)升高可以使轉(zhuǎn)子發(fā)動機獲得更加優(yōu)異的動力性.

圖12 不同進氣道形狀下充量系數(shù)的對比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)動機做功性能的重要參數(shù)之一[13].圖13給出了不同進氣道形狀下缸內(nèi)峰值壓力與溫度的變化規(guī)律.與進氣道形狀為圓形時相比，當周邊進氣道形狀為矩形和三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機燃燒室內(nèi)的峰值壓力分別提升了4.96%和5.87%，當周邊進氣道形狀為倒置三角形時，峰值壓力下降0.76%.當進氣道形狀為三角形時燃燒室內(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)動機的做功性能.造成這一現(xiàn)象的原因是：當進氣道形狀為三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù)最大，更多的新鮮混合氣進入燃燒室，燃燒室內(nèi)的熱氛圍得到有效提升，為燃燒反應提供了有利條件，同時更多的燃料參與燃燒反應放出大量的熱，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)動機工作過程中累計放熱率隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化情況.由于點火初期火焰的發(fā)展主要受點火能量影響，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應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)動機進入快速燃燒階段，此時缸內(nèi)流場及化學反應速率共同決定燃燒速率，較高的湍動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，當進氣道形狀為三角形時，缸內(nèi)混合氣的流速、湍動能最大，且此時轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù)最高，相同容積下分子之間有效碰撞的概率提升，并且較高的湍動能與缸內(nèi)溫度為化學反應提供了有利條件，加快了化學反應速率，因此從圖14中可以看出，當進氣道為三角形時，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，提升轉(zhuǎn)子發(fā)動機的峰值缸壓，同時，還可以減少傳熱損失，提升轉(zhuǎn)子發(fā)動機的熱效率.

圖14 累計放熱率隨偏心軸轉(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)動機工作過程中缸內(nèi)C8H18和H2質(zhì)量分數(shù)隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化情況.從圖中可以看出，不同進氣道形狀下燃料消耗速率的差異較為明顯.進氣道為倒置三角形時轉(zhuǎn)子發(fā)動機的進氣阻力增大，進入燃燒室內(nèi)的混合氣質(zhì)量減小，點火初期燃燒室內(nèi)的溫度較低，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢，燃料的消耗速率減慢.當進氣道形狀為三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(shù)最大，缸內(nèi)良好的熱氛圍有利于初始火核的形成，燃料快速消耗時所對應的偏心軸轉(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的化學分子數(shù)量增多，促進了燃燒反應的進行，且較快的火焰?zhèn)鞑ニ俣忍嵘巳剂系娜紵?，加快了混合氣的消耗速?并且，摻氫也會增加燃燒反應的速度[15].

圖15 燃料質(zhì)量分數(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作為碳氫燃料燃燒過程的中間產(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氣道時缸內(nèi)CO的濃度對比.從圖中可以看出，當轉(zhuǎn)子到達上止點時，進氣道形狀為三角形時缸內(nèi)CO的濃度最大，這是因為在燃燒初始階段，進氣道為三角形時燃燒室內(nèi)參與燃燒反應的化學分子數(shù)增多，且燃燒室內(nèi)良好的熱氛圍促使燃燒進程加快，從而導致CO的生成量增加.CO作為燃料不完全燃燒的中間產(chǎn)物，可以通過化學反應被氧化為CO2.采用三角形進氣道時燃燒室內(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氧化反應的進行，所以到了燃燒中期缸內(nèi)CO的質(zhì)量分數(shù)減小.在排氣門開啟時刻，采用三角形氣道時燃燒室內(nèi)大部分燃料已完成放熱，缸內(nèi)溫度下降且CO被氧化.與三角形進氣道相比，當進氣道形狀為倒置三角形時排氣門開啟時刻缸內(nèi)CO的質(zhì)量分數(shù)增加了16.84%.

圖16 相比于方案3的CO質(zhì)量分數(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、氧濃度及反應時間的影響.圖17展示了不同進氣道形狀下缸內(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，點火初始時刻，缸內(nèi)NOx的生成量很少，當轉(zhuǎn)子過了上止點后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)象的主要原因為：上止點前為火焰發(fā)展初期，此時火焰分布范圍較小，燃燒室內(nèi)的溫度較低，因此生成的NOx較少，當轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過上止點后，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，導致NOx的生成量增多.隨著燃燒反應的進行，燃燒室內(nèi)溫度降低，且轉(zhuǎn)子發(fā)動機較大的面容比使得火焰在燃燒室表面發(fā)生淬熄效應，減緩了NOx的生成，所以當NOx的生成量達到峰值后不再變化，直到排氣門開啟.從圖中還可以看出，進氣初期進氣口開啟面積越大，缸內(nèi)NOx的生成量越多，與缸壓的變化規(guī)律一致.當進氣道形狀為三角形時，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，當進氣道形狀為三角形時，進入燃燒室內(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)量分數(shù)Fig.17 Variations of in-cylinder NOx mass fraction under different EA

圖18展示了不同進氣道形狀下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的作用下迅速掠過整個燃燒室，位于燃燒室前端的混合氣快速燃燒釋放出大量的熱，導致燃燒室前端的NOx分布范圍擴大并形成局部濃區(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)象的主要原因為：進氣門關(guān)閉后，轉(zhuǎn)子發(fā)動機缸內(nèi)混合氣流動完全受轉(zhuǎn)子運動的影響，在轉(zhuǎn)子的帶動下，混合氣形成從燃燒室后方向前流動的流場，在該流場的影響下，傳向燃燒室后方的火焰受到抑制，導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)子推動到火花塞附近時才能參與燃燒，因此火花塞附近持續(xù)發(fā)生燃燒反應并產(chǎn)生高溫，有利于NOx的生成.同時，在缸內(nèi)渦團的影響下，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) 進氣初期進氣口開啟面積越大，燃燒室前端形成的渦團半徑越大且旋轉(zhuǎn)中心越靠近轉(zhuǎn)子壁面.進氣后期，缸內(nèi)混合氣受擠壓作用出現(xiàn)回流現(xiàn)象，且此時對應的周邊進氣口面積越大，混合氣的回流現(xiàn)象越明顯.

2) 點火時刻，不同周邊進氣道形狀下轉(zhuǎn)子發(fā)動機缸內(nèi)湍動能差異較大，與周邊進氣道形狀為圓形時相比，當周邊進氣道為矩形和三角形時湍動能分別增加8.48%和26.91%，較大的湍動能會對火焰的發(fā)展具有積極影響.

3) 與周邊進氣道形狀為圓形時相比，當周邊進氣道形狀為矩形和三角形時，轉(zhuǎn)子發(fā)動機的充量系數(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%.當周邊進氣道為三角形時，排氣道開啟時刻燃燒室內(nèi)CO生成量最少，但較高的燃燒溫度導致NOx的生成量增加.