馬澤東，紀(jì)常偉，史程，楊金鑫，李欣，劉建峰

(1.中國北方車輛研究所，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)

0 引言

隨著能源消耗的不斷增加與排放法規(guī)的日益嚴(yán)格，人們更加需要開發(fā)一些清潔、高效的新型能源系統(tǒng)。相比于往復(fù)式活塞發(fā)動機(jī)，轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)是一種獨(dú)特的內(nèi)燃機(jī)。由于轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)利用轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動代替了活塞的直線運(yùn)動，可以直接將燃料燃燒產(chǎn)生的功轉(zhuǎn)化為扭矩輸出，所以轉(zhuǎn)子機(jī)沒有曲柄連桿機(jī)構(gòu)，結(jié)構(gòu)簡單且運(yùn)行平穩(wěn)。自20世紀(jì)50年代出現(xiàn)以來，轉(zhuǎn)子機(jī)已大量應(yīng)用于無人機(jī)、軍用特種車輛、空軍輕便發(fā)電機(jī)及電動車增程器[1]等領(lǐng)域。然而，由于轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)狹長且面容比過高等原因，造成轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒效率低，燃燒產(chǎn)生的有害排放較高，因此，如何提升轉(zhuǎn)子機(jī)的燃燒效率，一直是廣大學(xué)者的研究熱點(diǎn)之一。

發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣過程與噴油策略均會影響燃油的霧化[2]與燃燒效率，因此，研究進(jìn)氣過程對轉(zhuǎn)子機(jī)性能的影響具有非常重要的意義。按照進(jìn)氣方式的不同，轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)可以分為3類：端面進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)、周邊進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)和復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)[3]。進(jìn)氣方式直接決定了轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)缸內(nèi)混合氣的運(yùn)動過程，因此，國內(nèi)外的學(xué)者已經(jīng)針對轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)流場展開了一系列研究。范寶偉等[4]建立了可視化轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)的實(shí)驗(yàn)臺架，并利用PIV技術(shù)對端面進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)的內(nèi)部流場進(jìn)行測試，探明了端面進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)內(nèi)部流場特性，并結(jié)合FLUENT軟件，在實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上建立了適合轉(zhuǎn)子機(jī)工作的三維動態(tài)模型，研究了轉(zhuǎn)子機(jī)的三維流動機(jī)理。DEFILIPPIS等[5]利用激光多普勒測速儀研究了低速工況下，周邊進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)的三維流場特性，為轉(zhuǎn)子機(jī)模型的建立提供寶貴的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。YANG等[6]構(gòu)建了復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)工作的三維模型，研究了復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)流場及燃燒特性，研究結(jié)果表明，相比于端面進(jìn)氣，復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)的充氣效率增加，點(diǎn)火時刻缸內(nèi)流速升高，加快了火焰的傳播速度，提升了燃料的放熱速率，同時增加了燃料的燃燒效率。因此，研究進(jìn)氣過程對于轉(zhuǎn)子機(jī)性能影響的重要性不言而喻。

優(yōu)化燃料的屬性也能有效提升內(nèi)燃機(jī)的性能[7]。轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)狹長，不利于火焰?zhèn)鞑?，因此更加適合火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤斓娜剂?。與汽油相比，氫氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?、淬熄距離短、燃燒極限寬泛且燃燒后的產(chǎn)物清潔，被認(rèn)為是最理想的代用燃料之一[8]。在汽油中摻混氫氣，可以有效改善燃料的燃燒過程，提升內(nèi)燃機(jī)的燃燒效率[9]。且摻混氫氣后可以促進(jìn)OH等自由基的生成[10]，加快燃料的燃燒速率，同時降低排放中有害物的濃度。因此，已有大量的學(xué)者采用摻氫的方式改善汽油轉(zhuǎn)子機(jī)的燃燒與排放性能[11-13]。

綜上所述，針對燃料組分、點(diǎn)火及燃料噴射方式對轉(zhuǎn)子機(jī)性能影響的相關(guān)研究已有很多，但對轉(zhuǎn)子機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)優(yōu)化的研究還鮮有報道。鑒于此，本文利用CONVERGE軟件構(gòu)建了復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)的CFD模型，選擇合適的燃燒模型與湍流模型，在氫氣+汽油雙燃料條件下，探究了端面進(jìn)氣角度對于復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)性能的影響，為轉(zhuǎn)子機(jī)進(jìn)氣道的優(yōu)化提供了理論依據(jù)。

1 計算模型構(gòu)建及驗(yàn)證

1.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

本次研究是基于一臺端面進(jìn)氣、氣道噴射、風(fēng)冷式轉(zhuǎn)子機(jī)構(gòu)建了摻氫汽油轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)的計算模型，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對所構(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，以保證與端面進(jìn)氣口的進(jìn)氣相位相同為原則，構(gòu)建復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)的模型。如圖1所示，周邊進(jìn)氣口為邊緣距離轉(zhuǎn)子機(jī)短軸38 mm，直徑20 mm的圓管。當(dāng)燃燒室內(nèi)容積達(dá)到最小值時(即圖中虛線所示位置)定義為轉(zhuǎn)子機(jī)工作時的上止點(diǎn)(TDC)，燃燒室容積達(dá)到最大值時，(實(shí)線所示位置)定義為轉(zhuǎn)子機(jī)工作時的下止點(diǎn)(BDC)，轉(zhuǎn)子在工作過程中為逆時針旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)子每旋轉(zhuǎn)一圈，偏心軸旋轉(zhuǎn)三圈。轉(zhuǎn)子機(jī)的一些主要技術(shù)參數(shù)見表1。

圖1 復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

表1 轉(zhuǎn)子機(jī)技術(shù)參數(shù)

為了探究端面進(jìn)氣角度對復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)流場、火焰?zhèn)鞑ミ^程及排放物生成規(guī)律的影響，本次利用CATIA軟件，在氫氣+汽油雙燃料的條件下構(gòu)建了不同端面進(jìn)氣角度下復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)的三維模型，用來探究端面進(jìn)氣角度對復(fù)合進(jìn)氣轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)性能的影響。如圖2所示，為了不影響轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)的配氣相位，端面進(jìn)氣口在燃燒室壁面上的位置與面積保持不變，改變端面進(jìn)氣道與燃燒室壁面之間的夾角，端面進(jìn)氣道與燃燒室壁面之間夾角的變化范圍為0°到60°，周邊進(jìn)氣道位于氣缸壁面上，不做任何改動。具體的仿真計算方案見表2。研究過程中將轉(zhuǎn)子機(jī)的轉(zhuǎn)速設(shè)置為4 500 r/min，進(jìn)氣壓力為35 kPa，當(dāng)量比均設(shè)置為0.8，進(jìn)氣道摻混3 %體積分?jǐn)?shù)的氫氣。

圖2 不同進(jìn)氣角度示意圖

表2 仿真計算方案

數(shù)值計算過程中模型表面的網(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(zhǔn)確性，網(wǎng)格尺寸過小可以提升計算精度但需要大量的時間。因此，需要合理地設(shè)置網(wǎng)格尺寸平衡計算精度與計算資源之間的關(guān)系，進(jìn)而需要對網(wǎng)格的無關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證。當(dāng)計算結(jié)果隨著網(wǎng)格尺寸不再顯著變化時，認(rèn)為網(wǎng)格的無關(guān)性得到了驗(yàn)證。

計算中將主體網(wǎng)格分別設(shè)置為1 mm，2 mm和2 mm加自適應(yīng)加密(AMR)，通過對比不同網(wǎng)格精度下缸內(nèi)壓力隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化，完成對網(wǎng)格獨(dú)立性的檢驗(yàn)。當(dāng)采用2 mm加自適應(yīng)加密設(shè)置時，模型中邊界層及梯度區(qū)(速度場、溫度場及組份場)會自動將網(wǎng)格加密至0.5 mm。計算結(jié)果如圖3所示。從圖中可以看出，當(dāng)主體網(wǎng)格尺寸設(shè)置為1 mm和2 mm加自適應(yīng)加密設(shè)置時，計算所得到的缸壓曲線近乎重疊，計算結(jié)果隨網(wǎng)格尺寸的變化幅度較小，網(wǎng)格的獨(dú)立性得到了驗(yàn)證。為了保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性并合理運(yùn)用計算資源，本研究中的網(wǎng)格尺寸采用2 mm加自適應(yīng)加密設(shè)置，同時將火花塞處的網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.25mm。加密后單個燃燒室的網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到3萬至9萬，計算區(qū)域可以劃分為進(jìn)氣道、排氣道、火花塞及燃燒室，與端面進(jìn)氣道一側(cè)相連的燃燒室端面定義為燃燒室前端面，另一側(cè)定義為燃燒室后端面，網(wǎng)格模型示意圖如圖4所示。

圖3 網(wǎng)格獨(dú)立性檢測

圖4 網(wǎng)格模型

1.2 湍流、燃燒模型及化學(xué)動力學(xué)條件設(shè)定

RNG k-ε湍流模型充分考慮了流體運(yùn)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(zhǔn)地計算流體的復(fù)雜運(yùn)動，因此本文選擇RNG k-ε湍流模型計算轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)工作過程中缸內(nèi)流場的變化情況。選擇HAN等[14]提出的壁面?zhèn)鳠崮Ｐ蛠碛嬎戕D(zhuǎn)子機(jī)運(yùn)行過程中的傳熱損失，該模型充分考慮了氣體的熱力學(xué)變化和邊界層普朗特數(shù)的變化，準(zhǔn)確性已經(jīng)通過實(shí)驗(yàn)得到了驗(yàn)證，能夠很好地計算轉(zhuǎn)子機(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)動力學(xué)機(jī)理準(zhǔn)確地計算燃燒過程中各組分的濃度及分布，為了加快化學(xué)動力學(xué)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(xué)狀態(tài)區(qū)域的化學(xué)反應(yīng)進(jìn)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[15]。

1.3 邊界條件設(shè)定

仿真計算過程中進(jìn)排氣口的邊界類型均定義為壓力邊界，其中進(jìn)氣道入口處的壓力設(shè)置為35 kPa，排氣道入口處的壓力設(shè)為100 kPa，壁面溫度均定義為550 K，火花塞區(qū)域溫度和電極溫度設(shè)置為750K和850 K，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(jìn)行點(diǎn)火，此外，采用92 %的異辛烷和8 %的正庚烷混合比例代替汽油燃料。

在摻氫體積分?jǐn)?shù)為3 %的條件下進(jìn)行仿真計算，且由于汽油和氫氣在進(jìn)氣道上的噴射位置距離燃燒室較遠(yuǎn)，所以假設(shè)進(jìn)入燃燒室內(nèi)的汽油和氫氣的混合氣是均質(zhì)的。摻氫體積分?jǐn)?shù)為氫氣占空氣的體積分?jǐn)?shù)見式(1)，其定義為

αH2=(VH2/VH2+Vair)，

(1)

式中,VH2為氫氣體積(m3)；Vair為空氣體積(m3)；αH2為摻氫體積分?jǐn)?shù)。

1.4 可行性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所構(gòu)建模型的準(zhǔn)確性，對一臺端面進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)進(jìn)行改造。為了實(shí)現(xiàn)氫氣與汽油的同步預(yù)混，在進(jìn)氣道加裝氫氣噴嘴，利用自主開發(fā)的混合燃料電子控制單元控制氫氣與汽油的噴射，并采用一臺自主開發(fā)的混合燃料電子控制單元(HECU)實(shí)現(xiàn)對燃料噴射參數(shù)及點(diǎn)火角的實(shí)時控制。轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)輸出軸與測功機(jī)相連接，從而控制轉(zhuǎn)速、功率和轉(zhuǎn)矩，通過質(zhì)量流量計與空氣流量計來檢測進(jìn)入轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)的汽油與空氣質(zhì)量，采用火花塞式缸壓傳感器測量燃燒室內(nèi)的壓力變化，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(xué)發(fā)光法和不分光紅外法對NOx、CO等排放物進(jìn)行分析，并對混合氣的過量空氣系數(shù)進(jìn)行實(shí)時監(jiān)控。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖5所示。在轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為4 500 r/min，點(diǎn)火時刻為25°EA BTDC，當(dāng)量比φ為0.8，摻氫體積分?jǐn)?shù)為3 %的工況下對模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。由于轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)特殊的結(jié)構(gòu)形態(tài)，在運(yùn)行過程中三個燃燒室的工作過程完全一樣，所以本次研究只針對其中的一缸的工作過程進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。

1、汽油箱、汽油泵2、排氣道3、進(jìn)氣道4、氫氣管路減壓閥5、氫氣流量計6、汽油流量計7、阻燃閥8、排氣背壓閥9、空氣流量計10、氧濃度傳感器11、尾氣采樣管12、氫氣噴嘴13、汽油噴嘴14、曲軸位置傳感器15、混合燃料電子控制單元16、標(biāo)定計算機(jī)17、火花塞式缸壓傳感器18、電荷放大器19、轉(zhuǎn)子發(fā)動機(jī)20、A/D轉(zhuǎn)化器21、燃燒分析儀22、尾氣分析儀23、空燃比分析儀24、氫氣儲存罐25

圖6顯示了在摻氫體積分?jǐn)?shù)為3 %時，試驗(yàn)測得的缸壓、放熱率與計算值的對比。從圖6中可以看出，試驗(yàn)測得的缸壓和放熱率與計算結(jié)果吻合較好，與試驗(yàn)的結(jié)果相比，計算所得到的缸內(nèi)壓力略高。峰值缸壓的偏差小于10 kPa，放熱率的最大值偏差為0.002 J/(°EA)，所對應(yīng)的偏心軸轉(zhuǎn)角相差0.7°EA。計算結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)基本符合，說明所構(gòu)建的計算模型實(shí)用、有效。

圖6 缸壓與放熱率驗(yàn)證

2 計算結(jié)果與分析

2.1 進(jìn)氣角度對缸內(nèi)流場的影響

缸內(nèi)流場會影響燃料的分布及火焰的傳播過程，流線反應(yīng)了混合氣體的流動路徑，渦度表征速度場的旋度，用來描述流體的旋轉(zhuǎn)情況，所以本文對不同進(jìn)氣角度下缸內(nèi)流線及渦度進(jìn)行了分析。如圖7所示，在偏心軸轉(zhuǎn)角為400°EA BTDC時，當(dāng)端面進(jìn)氣道與燃燒室前后壁面垂直，即進(jìn)氣角度為0°時，從端面進(jìn)氣道進(jìn)入燃燒室的氣流與周邊進(jìn)氣的氣流匯合，撞擊燃燒室后端面后流向燃燒室前端，由于撞擊點(diǎn)離端面進(jìn)氣口較近且撞擊后的偏折角度較大，所以撞擊后一部分氣體在端面進(jìn)氣口附近形成滾流A(旋轉(zhuǎn)中心垂直于轉(zhuǎn)子運(yùn)動方向)，一部分沿氣缸壁面流向燃燒室前端，此時缸內(nèi)的平均渦度為7 668.3/s。隨著進(jìn)氣角度的增加，端面進(jìn)氣口進(jìn)入的氣流沿轉(zhuǎn)子運(yùn)動方向的分速度增加，撞擊點(diǎn)不斷向前移動且撞擊后的偏折角減小，滾流A的發(fā)展空間增加，半徑逐漸增大。由于氣流的撞擊點(diǎn)移向燃燒室前方，導(dǎo)致燃燒室后方空間變大，當(dāng)進(jìn)氣角度大于30°時，從周邊進(jìn)氣口進(jìn)入的氣體會在燃燒室后方形成新的滾流B。當(dāng)進(jìn)氣角度增大至60°時，燃燒室后端形成新的滾流且前端的滾流半徑增大，缸內(nèi)渦團(tuán)數(shù)量增加且混合氣的運(yùn)動形勢復(fù)雜，所以燃燒室內(nèi)的渦度增大至8 253.9 s-1，比進(jìn)氣角度為0°時增加了7.64 %。

圖7 不同進(jìn)氣角度的缸內(nèi)流場及渦度場(400°EA BTDC)

圖8為進(jìn)氣中期時轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)流場圖。此時燃燒室前端空間急劇增大，氣流在燃燒室前端運(yùn)行流暢，由于燃燒室后端空間減小，從周邊進(jìn)氣口進(jìn)入的氣體只能流向燃燒室前方。當(dāng)進(jìn)氣角度為0°時，從圖中的速度流線看出，兩股氣流垂直相遇后沿著后端面流向燃燒室前端，撞擊轉(zhuǎn)子頂端后發(fā)生偏折，在燃燒室前端形成一個半徑較大的滾流A，由于此時燃燒室內(nèi)的容積增加，導(dǎo)致缸內(nèi)的平均渦度下降到4 250.5 s-1。隨著進(jìn)氣角度的增加，兩股氣流與燃燒室后端面的撞擊點(diǎn)前移，導(dǎo)致滾流A的活動空間減小，所以在燃燒室前端形成的滾流A的半徑隨之減小，且滾流的旋轉(zhuǎn)中心不斷靠近燃燒室頂部。由于轉(zhuǎn)子的運(yùn)動導(dǎo)致燃燒室后端的空間急劇減小，滾流B消失，因此缸內(nèi)的平均渦度進(jìn)一步下降，當(dāng)進(jìn)氣角度為60°時，缸內(nèi)平均渦度為5 365.3 s-1，比進(jìn)氣前期(400°EA BTDC)下降了34.9 %。

圖8 不同進(jìn)氣角度的缸內(nèi)流場及渦度場(300°EA BTDC)

從圖9中的速度流線可以看出，在進(jìn)氣階段后期，進(jìn)入燃燒室內(nèi)的新鮮混合氣減少，進(jìn)氣氣流對缸內(nèi)流場的影響減弱，此時缸內(nèi)的渦團(tuán)都被壓縮至燃燒室前端。但進(jìn)氣角度較小時，混合氣與燃燒室端面的撞擊點(diǎn)在燃燒室中后部，此處縱向空間較大且距離燃燒室頂部較遠(yuǎn)，渦團(tuán)的活動空間較大，其旋轉(zhuǎn)方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)形成旋轉(zhuǎn)中心平行于轉(zhuǎn)子運(yùn)動方向的渦流A。當(dāng)進(jìn)氣角度變大時，撞擊點(diǎn)向燃燒室前端偏移。此時處于進(jìn)氣門關(guān)閉之前，缸內(nèi)流體的運(yùn)動形勢復(fù)雜，所以流體的平均渦度有小幅度上升，當(dāng)進(jìn)氣角度為0°時，缸內(nèi)的平均渦度增加至4 531.6 s-1，當(dāng)進(jìn)氣角度為60°時，缸內(nèi)的平均渦度變?yōu)? 398.5 s-1。

圖9 不同進(jìn)氣角度的缸內(nèi)流場及渦度場(220°EA BTDC)

壓縮階段前期，此時進(jìn)氣門完全關(guān)閉，缸內(nèi)混合氣的流動完全受轉(zhuǎn)子運(yùn)動影響。從圖10中可以看出，由于此時燃燒室后端容積較大，混合氣受轉(zhuǎn)子推動流向燃燒室前方，形成與轉(zhuǎn)子運(yùn)動方向一致的單向流，但燃燒室前端的空間較小，從燃燒室后端流向此處的高速氣流被擠壓撞擊至頂端，在燃燒室前端形成半徑較小的滾流A。滾流緊貼轉(zhuǎn)子頂端且此時流體的運(yùn)動相對簡單，燃燒室內(nèi)容積減小導(dǎo)致缸內(nèi)平均渦度快速下降。進(jìn)氣角度為0°時，缸內(nèi)平均渦度減小為2 373.3 s-1，比進(jìn)氣后期(220° EA BTDC)下降了46.6 %

圖10 不同進(jìn)氣角度的缸內(nèi)流場及渦度場(150°EA BTDC)

壓縮終了階段，燃燒室內(nèi)的容積隨著偏心軸轉(zhuǎn)角的增加而迅速降低。從圖11中可以看出，受轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)運(yùn)動與燃燒室壁面的影響，燃燒室前端的滾流耗散消失，混合氣被壓縮為與轉(zhuǎn)子運(yùn)動方向一致的單向流，經(jīng)轉(zhuǎn)子凹坑流向燃燒室前端。由于此時缸內(nèi)沒有渦團(tuán)，流體運(yùn)動形勢簡單且燃燒室容積迅速降低，所以缸內(nèi)渦度進(jìn)一步下降。當(dāng)進(jìn)氣角度為0°時，缸內(nèi)平均渦度變?yōu)? 174.8 s-1，比壓縮前期(150° EA BTDC)減少了8.34 %。

圖11 不同進(jìn)氣角度的缸內(nèi)流場及渦度場(60°EA BTDC)

圖12為點(diǎn)火時刻進(jìn)氣角度為0°、30°、60°時轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)的速度流線圖。從圖中可以看出，燃燒室內(nèi)氣流的高速區(qū)域都集中在火花塞附近，燃燒室后端混合氣流速較低。這是由于燃燒室前端為扁平結(jié)構(gòu)的狹長空間，混合氣在此處被壓縮擠壓，形成了速度較快的高速區(qū)域，而燃燒室后端空間較大，混合氣的活動空間相對較大，受到的擠壓力較小，因此燃燒室后端的混合氣流速較低。隨著進(jìn)氣角度的增加，缸內(nèi)流速會有小幅下降，當(dāng)進(jìn)氣角度為0°時，缸內(nèi)流速為23.3 m/s，當(dāng)進(jìn)氣角度增加至60°時缸內(nèi)流速變?yōu)?2.9 m/s，下降了1.7 %，混合氣流速的變化會對火焰的傳播過程產(chǎn)生一定影響。

圖12 點(diǎn)火時刻缸內(nèi)速度場分布

2.2 進(jìn)氣角度對燃燒過程的影響

OH基團(tuán)的分布及濃度通常被用來表征燃燒發(fā)生的位置和強(qiáng)度[16]。圖13顯示了不同進(jìn)氣角度下火焰?zhèn)鞑ルS偏心軸轉(zhuǎn)角的變化情況。在點(diǎn)火初期，火焰主要受點(diǎn)火能量的影響，所以偏心軸轉(zhuǎn)角為(10°EA BTDC)時，不同進(jìn)氣角度下缸內(nèi)火焰的傳播規(guī)律近似，均在火花塞附件形成一個球狀火核。隨著偏心軸轉(zhuǎn)角的增加，火焰?zhèn)鞑ミM(jìn)入快速發(fā)展期，此時進(jìn)氣門關(guān)閉，缸內(nèi)混合氣的流動規(guī)律主要受轉(zhuǎn)子運(yùn)動的影響，進(jìn)氣角度對混合氣運(yùn)動的影響減弱。而且從對圖12的分析中已知，此時缸內(nèi)混合氣的速度流線大致相同，但隨著進(jìn)氣角度的增加混合氣的流速會略有降低，所以火焰的傳播速度隨進(jìn)氣角度的增加略有減慢。由于此時燃燒室內(nèi)的容積接近最小值，燃燒室形成一段狹長的空間，受轉(zhuǎn)子運(yùn)動的影響，不同進(jìn)氣角度下燃燒室內(nèi)混合氣均形成與轉(zhuǎn)子運(yùn)動方向一致的單向流。在該單向流的影響下，向燃燒室前方傳遞的火焰會得到促進(jìn)，向燃燒室后方傳播的火焰被抑制。因此，從圖13中可以看出火焰無法傳遞至燃燒室后方，導(dǎo)致燃燒室后方存在大量的未燃混合物，降低燃燒效率，增加了排放中有害物的濃度。

圖13 火焰?zhèn)鞑ミ^程

圖14顯示了缸內(nèi)壓力隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化過程。從圖中可以看出，缸內(nèi)峰值壓力隨著進(jìn)氣角度的增加而升高。與進(jìn)氣角度為0°時相比，當(dāng)進(jìn)氣角度增加至60°時，缸內(nèi)峰值壓力提升7.44 %。因?yàn)檫M(jìn)氣角度增加后，缸內(nèi)混合氣流速增加，燃料放熱更加接近于上止點(diǎn)進(jìn)而導(dǎo)致峰值壓力升高，同時進(jìn)氣角度會影響發(fā)動的進(jìn)氣效率[17]，進(jìn)而影響缸內(nèi)的峰值壓力。

圖14 缸內(nèi)平均壓力

燃燒室內(nèi)高活性自由基的濃度和分布情況可以被用來表示燃燒強(qiáng)度。氫氣的摻混可以加速OH + H2?H + H2O與H+ O2? O + OH的反應(yīng)速率[18]，進(jìn)而促進(jìn)燃料的燃燒速度。圖15顯示了各活性自由基質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨偏心軸轉(zhuǎn)角的變化情況。從圖中可以看出，隨著進(jìn)氣角度的增加，且各基團(tuán)的峰值質(zhì)量有所上升，當(dāng)進(jìn)氣角度為60°時，OH基團(tuán)的峰值質(zhì)量分?jǐn)?shù)比0°時增加了10.5 %。

圖15 各基團(tuán)質(zhì)量分?jǐn)?shù)

2.3 進(jìn)氣角度對排放影響

圖16顯示了缸內(nèi)溫度與NOx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，隨著進(jìn)氣角度的增加，缸內(nèi)最高溫度與NOx的峰值質(zhì)量分?jǐn)?shù)有所增加。從圖14中可以看出，隨著進(jìn)氣角度的增加，缸內(nèi)壓力有小幅度增大，而缸內(nèi)壓力與溫度的變化規(guī)律一致，因此缸內(nèi)溫度隨著進(jìn)氣角度的增加也會略有提升。由于NOx的生成量主要由缸內(nèi)溫度決定，因此NOx變化趨勢與缸內(nèi)溫度的變化趨勢一致。增大進(jìn)氣角度后缸內(nèi)較好的熱氛圍為NOx的生成提供了良好的條件，導(dǎo)致NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)上升。與進(jìn)氣角度為0°時相比，當(dāng)進(jìn)氣角度為60°時，缸內(nèi)NOx的質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加了27.67 %。

圖16 缸內(nèi)溫度與NOx隨偏心軸轉(zhuǎn)角變化

3 結(jié)論

① 隨著進(jìn)氣角度的增加，從端面進(jìn)氣道進(jìn)入的混合氣在燃燒室前端形成的滾流半徑變大。當(dāng)進(jìn)氣角度大于30°時，從周邊進(jìn)氣口進(jìn)入的氣體可在燃燒室后端形成滾流B。缸內(nèi)渦團(tuán)在壓縮階段耗散消失，混合氣形成與轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向一致的單向流。隨進(jìn)氣角度的增加，缸內(nèi)渦團(tuán)數(shù)量變多，缸內(nèi)流體的湍動能略有提升。

② 在點(diǎn)火時刻，缸內(nèi)形成與轉(zhuǎn)子運(yùn)動方向一致的單向流，且燃燒室前端混合氣的流速高于后端?；旌蠚獾牧魉匐S進(jìn)氣角度的增大略有降低，進(jìn)氣角度為60°時缸內(nèi)混合氣流速比0°時下降了1.7 %

③ 缸內(nèi)峰值壓力隨進(jìn)氣角度的增加而變大。與進(jìn)氣角度為0°時相比，當(dāng)進(jìn)氣角度增加至60°時，缸內(nèi)峰值壓力提升7.44 %。同時，排放物中NOx的峰值質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加了27.67 %。