趙云龍，鄧晰文,2，馮戰(zhàn)，朱蕊東,2，蘇小斌

(1.昆明理工大學云南省內(nèi)燃機重點實驗室，云南 昆明 650500；2.云內(nèi)動力有限公司云南省內(nèi)燃機高原排放重點實驗室，云南 昆明 650200)

與傳統(tǒng)往復式發(fā)動機相比，轉(zhuǎn)子發(fā)動機(以下簡稱轉(zhuǎn)子機)不僅具有體積小、質(zhì)量輕、振動小和某些特殊場合利于總體布置的優(yōu)點，而且可以使用汽油、柴油或者重油等多種燃料，美國、德國以及英國等國家將轉(zhuǎn)子機應用于軍用特種車輛、電動汽車增程器、無人機和小型船舶等領(lǐng)域。轉(zhuǎn)子機特殊的工作原理可以使其在高速工況下獲得較好的性能，但是由于轉(zhuǎn)子機工作時其燃燒室形狀不斷地變化且燃燒室本身具有過高的面容比，當燃料在燃燒室內(nèi)部燃燒時，火焰容易出現(xiàn)淬熄導致燃燒室的窄通道內(nèi)殘留大量的未燃烴，從而降低轉(zhuǎn)子機的燃燒效率。發(fā)動機在工作過程中，燃料燃燒主要是在燃燒室內(nèi)部發(fā)生，燃燒室對其內(nèi)部燃料的燃燒有著引導和促進作用。轉(zhuǎn)子機作為發(fā)動機的一種，燃燒室凹坑是轉(zhuǎn)子機燃燒室的重要組成部分，其形狀對缸內(nèi)燃料的燃燒也有著十分重要的影響。

在往復式發(fā)動機中，燃燒室設計效果直接關(guān)系著缸內(nèi)燃料燃燒過程的好壞，深刻影響著發(fā)動機動力性、經(jīng)濟性以及排放特性。鄭朝蕾等分析了4種凹坑深度對某款排量為0.375 L的汽油機燃燒過程和排放性能的影響，發(fā)現(xiàn)凹坑深度為3.8 mm時混合氣燃燒效果最好，凹坑過深和過淺都會增加其有害物的排放。綜上所述，優(yōu)化燃燒室形狀有利于提高發(fā)動機性能。為提高轉(zhuǎn)子機的性能，國內(nèi)外學者針對轉(zhuǎn)子機燃燒室做了大量的研究。范寶偉等發(fā)現(xiàn)當燃燒室凹坑布置于轉(zhuǎn)子前端中心位置時，燃料在燃燒室內(nèi)部燃燒時可以利用燃燒室后部的滾流以及燃燒室中部高速流區(qū)火焰的加速作用，從而改善燃燒。在燃燒室形狀改進方面，周乃君等發(fā)現(xiàn)在轉(zhuǎn)子機形狀參數(shù)確定的情況下，燃燒室凹坑的容積決定了轉(zhuǎn)子機壓縮比的大小，轉(zhuǎn)子機的功率和平均有效壓力均隨凹坑容積增大而減小，有效燃油消耗率隨凹坑容積增大而增大，但過小的凹坑容積會導致爆燃、噪聲和過大的振動。Tsuji通過試驗發(fā)現(xiàn)，在相同的初始溫度和壓力條件下，燃油消耗速率隨著燃燒室凹坑寬度的減小而降低，凹坑寬度尺寸減小將導致熱釋放與熱損失的比值變小。Lev等在燃燒室凹坑周邊設置凹槽，發(fā)現(xiàn)帶有凹槽的燃燒室凹坑可以降低轉(zhuǎn)子機氮氧化物和CO排放。綜上所述，燃燒室凹坑結(jié)構(gòu)對發(fā)動機缸內(nèi)流動與燃燒存在一定影響。在研究轉(zhuǎn)子機燃燒室凹坑形狀時，僅對其結(jié)構(gòu)做一些細微的改動，研究因素較為單一，不能很好地指導轉(zhuǎn)子機燃燒室的創(chuàng)新設計。基于此，考慮不同形狀的燃燒室凹坑對轉(zhuǎn)子機缸內(nèi)流動、燃燒和排放特性的影響，從而系統(tǒng)地優(yōu)化燃燒室形狀來提升轉(zhuǎn)子機的性能。

為此，結(jié)合轉(zhuǎn)子機內(nèi)部轉(zhuǎn)子特殊的運轉(zhuǎn)方式和火焰?zhèn)鞑ヌ匦?，選取了敞口式、直口式和縮口式3種不同類型的燃燒室凹坑，采用計算流體力學的方法，建立轉(zhuǎn)子機的缸內(nèi)流動與燃燒模型。研究3種凹坑形狀對轉(zhuǎn)子機缸內(nèi)流場、溫度場、火焰?zhèn)鞑ズ腿紵^程的影響，為提升轉(zhuǎn)子機性能提供理論與技術(shù)支撐。

1 模型建立

1.1 研究對象

研究對象為一款周邊進氣雙火花塞式汽油轉(zhuǎn)子機，其基本參數(shù)見表1。該轉(zhuǎn)子機冷卻方式為水冷式，標定轉(zhuǎn)速為8 000 r/min，功率為30 kW。轉(zhuǎn)子機的幾何模型見圖1。

表1 轉(zhuǎn)子機基本參數(shù)

圖1 轉(zhuǎn)子機結(jié)構(gòu)示意

1.2 燃燒室凹坑結(jié)構(gòu)設計

轉(zhuǎn)子機燃燒室是由轉(zhuǎn)子工作面、氣缸型面、凹坑面和密封片構(gòu)成的密封腔室。因此，通過優(yōu)化燃燒室凹坑形狀可以達到優(yōu)化燃燒室形狀的目的。為更加方便地討論凹坑形狀對轉(zhuǎn)子機缸內(nèi)流動和燃燒過程以及排放的影響，將凹坑形狀簡化為長(根據(jù)位置不同，將又細分為和)、寬、深度共4個參數(shù)描述凹坑。為了避免凹坑尖角的出現(xiàn)，流動計算時需要這3種凹坑的邊緣全部存在圓角，轉(zhuǎn)子機燃燒室結(jié)構(gòu)示意見圖2。

圖2 燃燒室結(jié)構(gòu)示意

為探究轉(zhuǎn)子機燃燒室凹坑形狀對周邊進氣轉(zhuǎn)子機燃燒過程及排放物生成規(guī)律的影響，結(jié)合轉(zhuǎn)子機內(nèi)部轉(zhuǎn)子特殊的運轉(zhuǎn)方式和火焰?zhèn)鞑ヌ匦?，選取了3種具有代表性的凹坑形狀，分別為敞口式、直口式(原機燃燒室)和縮口式，其形狀示意見圖3。在此基礎上，構(gòu)建了3種不同燃燒室凹坑下周邊進氣轉(zhuǎn)子機的三維模型，用來探究燃燒室凹坑形狀對周邊進氣轉(zhuǎn)子機性能的影響。為了不影響轉(zhuǎn)子機的壓縮比，燃燒室凹坑的容積保持不變，通過改變上文中提出的凹坑參數(shù)(和)來改變?nèi)紵野伎拥男螤?，基于轉(zhuǎn)子機基本尺寸，以不改變該款轉(zhuǎn)子機燃燒室容積和盡可能提高敞口式的敞口率和縮口式的縮口率為原則來進行參數(shù)取值，具體參數(shù)的取值見表2。

圖3 3種凹坑形狀示意

表2 3種凹坑形狀參數(shù)

2 計算模型和模型驗證

2.1 計算模型

基于表1中的數(shù)據(jù)，構(gòu)建了轉(zhuǎn)子機的三維計算模型。由于該轉(zhuǎn)子機為預混式，所以假定進入燃燒室的為汽油-空氣形成的均勻混合氣。假設在火花塞電極中心位置產(chǎn)生一個半徑為0.2 mm、能量為0.02 J的球形火核進行點火，以轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)方向定義點火位置的前與后，具體各邊界條件設定見表3。

表3 邊界條件設定

在數(shù)值模擬計算中，模型表面的網(wǎng)格尺寸對計算結(jié)果會產(chǎn)生重要影響，網(wǎng)格尺寸過大無法保證計算的準確性，誤差會隨著網(wǎng)格質(zhì)量的提高而逐漸降低，但過小的網(wǎng)格尺寸在計算過程中需要大量的時間。因此，綜合考慮計算精度與計算資源之間的關(guān)系，需對網(wǎng)格無關(guān)性進行驗證。當計算結(jié)果不再隨著網(wǎng)格尺寸顯著變化時，認為網(wǎng)格的無關(guān)性得到了驗證。

計算過程中對轉(zhuǎn)子機內(nèi)部的梯度區(qū)域(速度場、溫度場和組分場)采用網(wǎng)格自適應加密功能(ARM)，針對轉(zhuǎn)子機中其他部分進行局部嵌入式加密，從而實現(xiàn)對轉(zhuǎn)子機中進氣道、排氣道等區(qū)域的加密，具體的加密等級方案見表4，加密后轉(zhuǎn)子機的網(wǎng)格模型見圖4。

表4 網(wǎng)格加密方案

圖4 網(wǎng)格模型

為對該模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，設置4種不同網(wǎng)格方案，通過對比不同網(wǎng)格精度下缸內(nèi)平均壓力隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化，完成對網(wǎng)格獨立性的檢驗。網(wǎng)格無關(guān)性方案見表5，不同網(wǎng)格尺寸下缸內(nèi)平均壓力見圖5。

根據(jù)數(shù)值計算得到缸壓,定義相對誤差為

(1)

式中：為計算缸壓；為試驗缸壓。

表5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證方案

圖5 不同網(wǎng)格尺寸下缸內(nèi)平均壓力

從圖5可以看出，基本網(wǎng)格尺寸為2.0 mm時與2.2 mm和2.6 mm時的缸內(nèi)壓力曲線具有較高的一致性，缸內(nèi)最高壓力與原機最大誤差為1.6%。當基本網(wǎng)格尺寸增大到2.8 mm，對應的缸壓曲線與前三者差距較大，最高燃燒壓力比原機低5.83%，且最高燃燒壓力對應的曲軸轉(zhuǎn)角滯后6°。所以當采用基本網(wǎng)格為2.0 mm，2.2 mm，2.6 mm并進行網(wǎng)格加密時，缸內(nèi)燃料的燃燒與網(wǎng)格數(shù)呈現(xiàn)無關(guān)性?？紤]到計算精度和計算成本的要求，選擇網(wǎng)格尺寸為2.0 mm，最大網(wǎng)格數(shù)量為166 428。

在數(shù)值模擬中，合理地選擇缸內(nèi)湍流模型和燃燒模型能夠保證仿真計算的準確性?？紤]到轉(zhuǎn)子機缸內(nèi)流線的彎曲、渦團以及力學變化，湍流模型選擇RNG-湍流模型，其中,是湍動能，是湍動能的耗散率。為得到轉(zhuǎn)子機燃燒過程中各組分分布和濃度變化結(jié)果，燃燒模型選取SAGE模型，SAGE模型可以耦合任意數(shù)量的組分和化學式的機理模型，從而準確地計算燃燒過程，本研究中耦合了PRF化學動力學機理。在此基礎上，耦合了NO子模型來計算得到燃燒過程中燃燒室內(nèi)NO的生成量。試驗中所用燃料為92號汽油，計算過程中采用三組分TRF汽油替代物(16.3%正庚烷、52.7%異辛烷和31%甲苯)模擬92號汽油。

2.2 模型驗證

為得到完整的轉(zhuǎn)子機運行過程中的缸壓曲線，根據(jù)轉(zhuǎn)子機內(nèi)部轉(zhuǎn)子特殊的運動規(guī)律，試驗過程中在轉(zhuǎn)子機內(nèi)部放置4個壓力傳感器，分別為P1，P2，P3和P4。其中P1測量的是進氣口附近的壓力曲線，P2測量的是壓縮過程中缸內(nèi)壓力曲線，P3測量的是燃燒過程中的缸內(nèi)壓力曲線，P4測量的是排氣口附近的壓力曲線。具體的布置位置見圖6。

圖6 傳感器布置示意

為檢驗計算模型的有效性，按照試驗工況(該轉(zhuǎn)子機額定轉(zhuǎn)速下的工況，8 000 r/min)，對該型號轉(zhuǎn)子機的工作過程進行數(shù)值模擬計算，將模擬計算得到的缸內(nèi)壓力平均值與測得的試驗數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出，計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，模擬結(jié)果的最大誤差為2.7%，在誤差允許范圍(5%)以內(nèi)，模型精度較高。說明所建立的轉(zhuǎn)子機三維仿真模型能夠模擬真實汽油轉(zhuǎn)子機的工作過程。

圖7 缸內(nèi)平均壓力對比

3 計算結(jié)果與分析

3.1 缸內(nèi)壓力及燃燒過程分析

圖8示出了敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)平均壓力變化情況。圖8中-40°BTDC至-27°BTDC為壓縮階段的變化趨勢，在該階段缸內(nèi)燃料沒有燃燒，所以缸內(nèi)壓力隨著轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動上升較緩慢。而從-27°BTDC至6.12°BTDC為點燃后的壓力升高階段，該階段分為兩部分，即點火延遲期和速燃期。通過點火延遲期的定義(即從著火開始至燃料中10%的熱量釋放時刻的時間)可得敞口式凹坑燃燒室的點火延遲期為-27°BTDC至-11.89°BTDC，此時火焰核心剛剛形成，缸內(nèi)壓力隨著轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動緩慢上升。-11.89°BTDC至6.12°ATDC為速燃期階段，此時缸內(nèi)壓力升高率增加，直至達到壓力峰值。6.12°ATDC以后，發(fā)動機進入補燃期，在該階段隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動，壓力逐漸降低。

圖8 敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)平均壓力變化趨勢

3種燃燒室的點火延遲期以及速燃期對比如表6所示?？梢钥闯?，敞口式凹坑燃燒室的點火延遲期和速燃期均短于另外兩種燃燒室，敞口式凹坑燃燒室的速燃期比直口式短23.98%，比縮口式凹坑燃燒室短28.90%，這說明在燃燒過程中，敞口式凹坑燃燒室的缸內(nèi)燃料燃燒的整體速率大于直口式凹坑燃燒室。造成這一現(xiàn)象的主要原因是敞口式可以通過利用缸內(nèi)氣體的高速流動來加速轉(zhuǎn)子機缸內(nèi)火焰的傳播。

表6 點火延遲期和速燃期對比

3種燃燒室缸內(nèi)平均壓力的變化曲線見圖9。從圖9可知，不同燃燒室凹坑形狀對缸內(nèi)壓力影響差別較大。其中在速燃期階段，敞口式凹坑燃燒室與直口式凹坑燃燒室的壓力升高率較大，縮口式凹坑燃燒室最小，導致3種燃燒室缸內(nèi)最高燃燒壓力出現(xiàn)明顯差異，敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)最高燃燒壓力比直口式凹坑燃燒室高6.8%，最高燃燒壓力對應的曲軸轉(zhuǎn)角提前6°。相比較于縮口式凹坑燃燒室，敞口式缸凹坑燃燒室內(nèi)最高燃燒壓力高11.2%，最高燃燒壓力對應的的曲軸轉(zhuǎn)角提前8°。

圖9 缸內(nèi)平均壓力對比

3.2 缸內(nèi)溫度和火焰?zhèn)鞑シ治?/h3>

3種燃燒室缸內(nèi)溫度對比如圖10所示。不同燃燒室在點火延遲期階段缸內(nèi)溫度的差別不大，在速燃期出現(xiàn)顯著的差別。敞口式凹坑燃燒室在速燃期階段溫度上升最快，同一曲軸轉(zhuǎn)角下3種燃燒室缸內(nèi)的最大溫差可達到400 K以上。在補燃期階段溫差逐步縮小，最大溫差已不足100 K。

圖10 缸內(nèi)溫度對比

為了深入了解3種燃燒室凹坑對速燃期階段影響，對比了-10°BTDC曲軸轉(zhuǎn)角下的缸內(nèi)速度場和火焰擴散形狀，如圖11所示。從圖11中可以看出，在-10°BTDC時，缸內(nèi)混合氣的流動已經(jīng)變?yōu)楹娃D(zhuǎn)子運動方向相一致的單向流，由于單向流的原因，火焰是從燃燒室后部傳播到燃燒室的前部。對比3種燃燒室缸內(nèi)的火焰擴散形狀可以看出，對于縮口式凹坑燃燒室而言，在火焰?zhèn)鞑ミ^程中，火焰難以傳播至縮口式凹坑的縮口處，縮口處的燃料不容易被點燃，從而減小了缸內(nèi)燃料的整體燃燒速率。此外，未燃燒烴不能及時燃燒就排出缸外，不僅造成燃料浪費，而且污染環(huán)境。與另外兩種燃燒室相比，敞口式凹坑的設計更利于燃燒室后部的氣流平順地通過凹坑敞口處流向燃燒室的前部，因此敞口式凹坑燃燒室混合氣流速最快，并且其凹坑敞口附近會存在一個明顯的高速流區(qū)。敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)較快的氣體流速和凹坑敞口處的高速流區(qū)有利于火焰快速地向燃燒室前部傳播。

圖11 缸內(nèi)流動與火焰擴散形狀對比

3.3 燃料消耗及NO生成分析

燃料在燃燒過程中會產(chǎn)生大量的中間產(chǎn)物，大分子的分解主要起始于活性自由基產(chǎn)生的置換反應，高強度自由基(H、O和OH)在高溫下對混合氣的基本火焰速度的影響非常明顯，燃燒室內(nèi)的燃燒強度可用高活性自由基的濃度和分布來表征。圖12示出了3種燃燒室在燃燒過程中缸內(nèi)OH質(zhì)量變化。從圖12中可以看出，在速燃期階段，與另外兩種燃燒室相比，敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)OH質(zhì)量最大，缸內(nèi)OH峰值質(zhì)量分別比直口式和縮口式高10.2%和19.5%，說明敞口式凹坑有利于缸內(nèi)OH的生成，從而改善燃料在轉(zhuǎn)子機內(nèi)部的燃燒。

圖12 缸內(nèi)OH質(zhì)量對比

圖13示出了3種燃燒室缸內(nèi)燃料已燃質(zhì)量分數(shù)變化。從圖13中可以看出，敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)燃料在10°ATDC完全燃燒，直口式凹坑燃燒室為15°ATDC，縮口式凹坑燃燒室為17°ATDC。在速燃期，敞口式缸內(nèi)燃料的燃燒速率遠遠大于另外兩種，這是由于在速燃期階段燃燒室后部的燃料受轉(zhuǎn)子運動的影響逐漸聚集于燃燒室前部，從圖11可知，由于凹坑的敞口作用，此時這個區(qū)域出現(xiàn)了一個高速流區(qū)，所以火焰能更快速地向燃燒室前部傳播。此外，敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)較多的高強度自由基(H、O和OH)在高溫下有利于提高混合氣的基本火焰速度。因此，敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)燃料的整體燃燒速率最大，直口式次之，縮口式最小。

發(fā)動機氮氧化物生成量主要由缸內(nèi)燃燒室溫度決定。圖14示出3種燃燒室NO排放對比。從圖10可知，在速燃期階段，3種燃燒室缸內(nèi)溫度急劇上升，受此影響，缸內(nèi)NO質(zhì)量分數(shù)也在迅速增大。通過對比3種燃燒室缸內(nèi)NO的質(zhì)量分數(shù)可以看出，敞口式凹坑燃燒室NO生成量最高，NO最大生成量比直口式凹坑燃燒室高5.6%，這是由于敞口式凹坑燃燒室的燃燒速率最大，其缸內(nèi)溫度最高。但敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)NO生成量仍在總質(zhì)量的0.5%左右。

圖13 缸內(nèi)燃料已燃質(zhì)量分數(shù)對比

圖14 缸內(nèi)NO質(zhì)量分數(shù)對比

4 結(jié)論

a) 對3種帶有不同形狀燃燒室凹坑的汽油轉(zhuǎn)子機進行了模擬計算，與另外兩種相比，敞口式凹坑燃燒室缸內(nèi)混合氣流速最高且在凹坑敞口處存在高速流區(qū)，燃燒室內(nèi)部的燃料在點燃后壓力升高階段的燃燒效率最優(yōu)，能獲取最大的功率且NO生成量較少；

b) 當采用直口式形狀的燃燒室凹坑時，點火初期壓力升高率與敞口式相差不大，但是在速燃期階段，受限于燃燒室前部氣體流動速度不高的原因，缸內(nèi)燃料的整體燃燒速率低于敞口式，NO生成量介于敞口式和縮口式之間;

c) 當采用縮口式燃燒室凹坑時，燃燒室凹坑縮口處的燃料不容易被點燃，導致凹坑縮口處以及附近大量的燃料無法快速燃燒，燃料燃燒效率低下，對外做功能力差。