【正文】 中隔離扇受到氣缸型線的約束，假設作用在隔離扇上的分布力為 ，其f在浮動坐標系 O1xyz 下的坐標陣為 ，則 在慣性坐標系 OXYZ 下的??12,Tff???f坐標陣為 ，隔離扇上的外力虛功表示為：fA??（）1inTiViWrAfd?????外部轉矩虛功表示為：（）21teMt???隔離扇柔性轉子發(fā)動機包含相對設置的一組兩個燃燒室，兩個燃燒室內壓力狀態(tài)不同，每一燃燒室內包含一個隔離扇，由于氣缸型線的影響，隔離扇節(jié)點位移不同，因此各隔離扇上的外力虛功分別為：，11inTf fFiViWrAd??????11inTbbFiViWrAfd??????，221inTf fBiVi??221inTbbBiVi f??式中， ， ， ， 分別為第一燃燒室隔離扇前后兩面的位移坐標陣1frb2frb及第二燃燒室隔離扇前后兩面的位移坐標陣， ， 分別為第一燃燒室和第二Ff?B燃燒室的外力在浮動坐標系 O1xyz 下的坐標陣。?P點 在慣性坐標系 OXYZ 下的速度和加速度坐標陣為：P（）0rAu???????（）2A????其中， 為點 角速度在浮動坐標系 O1xyz 下的坐標陣， 為??123,T??P??坐標陣 的反對稱陣，其中，32120????????? 32120??????????點的速度變分 為：Pr??（）0Au??????? 隔離扇總體坐標系下的有限元位形描述33利用有限單元法將隔離扇劃分為 個單元，則單元節(jié)點數共有 個，隔離npn扇的總體變形位移列陣 為：P1pTinp?????? ?每個單元的變形位移列陣為： ,Tiklmn????單元節(jié)點的變形位移列陣為： 12312,Tiiiipu??????設 為單元的變形位移陣列和總體的變形位移陣列之間的轉換矩陣，即iB（）iiB隔離扇中面任意一點變形位移在浮動坐標系 O1xyz 中表示為：（）1123223, TTNpHu??????????????其中型函數：， ，1iNB?2iN3iB?耦合形函數陣為：，112H?21H?， ， ，iTi?iTi?2121iTiH?22iTiB?隔離扇上任意一點的變形位移在浮動坐標系 O1xyz 中的坐標可表示為：（）31123223, TTNpzpxuy????????????????隔離扇有限單元內任意點的速度在慣性坐標系中為：（）??01rANp?????????34隔離扇有限單元內任意點的速度在慣性坐標系中為：（）????02 1rANpANp??????????????? ?其中，1120THp???????????112220TTHpp?????????????點的速度變分 為：Pr??（）??0 1ANp?????????由幾何方程可知，隔離扇上任意一點的正應變?yōu)椋海ǎ?3312231 1x TuzxNHppx??????????????（）23322232 1y TuzyNppy???????????????任意一點的剪應變?yōu)椋海ǎ?33122xyuuzxyxNpzp??????????? 隔離扇轉子剛柔耦合動力學方程1．隔離扇變形能及其變分假設隔離扇處于平面應力條件下，由應力應變關系：35（）????2121xxyyyxxyxyE???????????????其中， 為隔離扇彈性模量， 為泊松比。 彈性隔離扇的運動學方程作定軸轉動的隔離扇轉子及隔離扇變形位移示意圖如圖 所示。因此，建立詳細的轉子隔離扇非線性動力學模型有助于了解轉子隔離扇耦合動力學特性。此外，在固定點火時刻時，不同燃燒持續(xù)時間對輸出功率有著不同的影響，應結合點火時刻來確定最佳的燃燒持續(xù)時間，并依據此來組織燃燒過程。5W28%（3）詳細分析了對發(fā)動機的性能產生影響的諸多因素。28圖 2400r/min 發(fā)動機輸出功率及指示效率節(jié)氣門開度關系曲線當發(fā)動機達到設計轉速 的點工況時，同樣是在 的開度下，30r/min40%發(fā)動機功率可提高到 ，此時有效效率為 ，隨著其開度的增加，變化趨勢與 時的點工況相同，但其有效效率最大值則后延至 開度，40r/in 8此時取得最大值，為 ，這主要歸因為轉速的提高降低了傳熱、漏氣損失，%高轉速下的發(fā)動機功率和有效效率均高于低轉速工況。對隔離扇柔性轉子發(fā)動機負荷特性進行分析，可獲得發(fā)動機在點工況下對外做功的能力。轉速為的工況下，漏氣面積為 時，發(fā)動機的輸出功率為 ，min/120r 漏氣面積增加至 ，發(fā)動機的輸出功率減小至 左右，質量已無法實現正常燃燒。 發(fā)動機速度特性發(fā)動機速度特性是指發(fā)動機在特定供油量時，其性能指標和轉速間的關系。綜合性能的計算過程中要考慮發(fā)動機的傳熱、漏氣和機械損失，其進氣量可由發(fā)動機進氣流量測試試驗測得，點火時刻選在 ，燃燒持續(xù)時間可由燃燒過程的三?90維模型模擬得到。fsPin 機械損失結果依據建立的零維燃燒模型，在考慮傳熱和漏氣損失時，缸內壓力引起的摩擦損失功率如圖 所示。 機械損失模型從實際出發(fā)，測定由燃氣壓力引起的摩擦損失試驗難度大，故本節(jié)僅對隔離扇彈性變形引起的摩擦損失和其他零件的機械損失進行測試，并于此基礎上疊加其燃燒壓力引起的摩擦損失來對發(fā)動機的總體機械損失進行考慮。 圖 燃燒持續(xù)時間對缸內溫度的影響 圖 燃燒持續(xù)時間對缸內壓力的影響燃燒持續(xù)時間對發(fā)動機性能的影響可為缸內工質燃燒和點火時刻之間的匹配提供理論依據。點火時刻的提前雖然可以提高工質的燃燒程度和改善發(fā)動機的排放，但缸內溫度和壓力較上止點處增大，隔離扇承受的各種負荷增加，缸內熱損失也隨之增加。但當點火時刻在 之后時，功率和指示效率則呈現顯著的下??9降趨勢。雖然點火時刻提前使缸內壓力與溫度峰值變大，但發(fā)動機功率的變化趨勢23與之恰恰相反。本節(jié)在考慮傳熱和漏氣損失情況下，對不同點火時刻下性能特性進行計算分析，取其漏氣面積為 。漏氣面積變大時，泄漏質量隨之變大，但增長率隨漏氣面積的增大而減小。壓縮初始時缸內壓力低，漏氣面積造成的壓力損失較小，隨后，缸內壓力不斷上升，漏氣造成的壓力損失不斷加大，這使得燃燒過程初始溫度和初始壓力均隨著漏氣面積的變大而不斷減小。隔離扇柔性轉子發(fā)動機結構特殊，轉子、隔離扇端面和上、下端蓋在理想情況下應順利地相對轉動，并保證實現緊密貼合。同一點火時刻處，傳熱工況下的最高溫度與最高壓力分別達到 和 ，較理想工況分別下降了 與 ，.機的熱效率有所降低，輸出功率亦有損失。從這個角度來看，傳熱損失會降低發(fā)動機的輸出功率和有效效率。表 1 隔離扇柔性轉子發(fā)動機在 、理想工況下性能參數min/30r額 定 轉 速 in/30r充 量 系 數 入 能 量 J7理 想 指 示 功 281理 想 功 率 想 熱 效 率 % 燃燒室工作性能影響因素分析在隔離扇柔性轉子發(fā)動機工作過程中，其性能特性受到內部因素、外部因素的綜合影響。 圖 理想工況下發(fā)動機示功圖 圖 發(fā)動機理想工況下轉速性能特性由圖可知，轉速增加，燃燒室功率隨之增大，原因在于轉速增加使燃燒放熱率增加，并使燃燒持續(xù)時間縮短。上止點前輸出軸轉過的 轉角內，燃燒室保持定容，所以室內壓力和溫度保持?18定值。燃燒持續(xù)時間可以通過燃燒過程的三維數值模擬得到，燃燒室壁面溫度可通過流 固耦合傳熱計算而得到，同時不考慮進氣量對燃燒室性能的影響，燃燒室各轉速下充量系數皆取 時所測得的充量系數 ，其工作過程初min/30r 始條件、邊界條件見表 。iW指示熱效率 是指發(fā)動機實際循環(huán)功與其消耗的燃料所攜帶的熱量的比值，it?計算式為：（）1Qiit??其中， 為得到指示功 所消耗的熱量(J)。由能量守恒方程（）可知，系統(tǒng)中內能發(fā)生變化的原因為：進入系統(tǒng)工質攜帶的能量、離開系統(tǒng)的工質攜帶的能量、燃料燃燒釋放的熱量、傳熱損失和對外做功等。圖 隔離扇柔性轉子發(fā)動機行程相位圖 隔離扇柔性轉子發(fā)動機熱力學模型假設可燃混合氣為理想氣體，且將整個系統(tǒng)內工質的狀態(tài)參數僅視為時間的函數，而與空間位置無關，即任一時刻工質的成分、壓力、溫度都是相同的。y為隔離扇自由端水平位移 的函數，采用試差法，通過編制 計()Wxl matlb算程序，在懸臂梁自由端逐步施加載荷，在每一載荷步內計算隔離扇自由端水平位移 ，以隔離扇自然狀態(tài)下的初始長度為擬合量，計算得出隔離扇的撓度曲l線，在此基礎上積分得到其燃燒室容積。 燃燒空間容積計算隔離扇柔性轉子發(fā)動機中隔離扇的擺動特點決定了工作過程中其燃燒室容積的變化規(guī)律，對隔離扇的擺動運動計算是容積計算的重要環(huán)節(jié)。為滿足發(fā)動機壓縮比并減小轉動阻力，本文氣缸型線和轉子火力側型線設計如下（圖 為燃燒室結構示意圖）。所以，軸向密封將是隔離扇柔性轉子發(fā)動機需要解決的關鍵問題，從結構不難看出，燃氣泄漏主要發(fā)生于轉子與前、后端蓋以及隔離扇與端蓋之間的間隙處?？紤]到轉子承受較高的機械負荷和較高的溫度，轉子材料應具有良好的機械性能、耐磨性和耐腐蝕性和導熱性、較小的熱膨脹系數和比重等特點。發(fā)動機工作時，轉子會受到高壓、高溫燃氣的作用，承受著氣體壓力、熱負荷、慣性力等。轉子與輸出軸之間為鍵連接，輸出軸上加工有軸肩，以安裝軸承。 發(fā)動機主要結構設計 整機結構設計隔離扇柔性轉子發(fā)動機包括氣缸、前端蓋、后端蓋、隔離扇、張緊彈簧、轉子輸出軸（中間軸）等，在缸體上設計有化油器安裝孔、電熱塞安裝孔及排氣孔，轉子輸出軸通過一對角接觸球軸承支撐于前、后端蓋上，前、后端蓋與氣缸之間通過螺栓連接，以此形成發(fā)動機燃燒室?？紤]了工質隨燃燒室空間和形狀的變化。計算機技術的發(fā)展為人們開展基于發(fā)動機熱力學過程以及燃燒過程的實際工作過程的數值模擬準備了有利條件。建立隔離扇轉子大范圍轉動動力學的理論模型，通過有限元分析和多體動力學計算校核隔離扇靜態(tài)和動態(tài)強度，分析隔離扇尺寸對其影響規(guī)律。（4）燃燒室流動和燃燒過程的三維數值模擬。（2）隔離扇柔性轉子發(fā)動機結構方案設計。微小型動力機械具有十分廣闊的發(fā)展前景。 研究目的及研究內容 研究目的及意義微小型隔離扇柔性轉子發(fā)動機作為本文提出的新型樣機，其性能特性是需要首先進行研究的內容。圖 結構示意圖簧 片 柔 性 轉 子 發(fā) 動 機簧片柔性轉子一個完整工作循環(huán)的各環(huán)節(jié)如圖 所示。本文中設計的隔離扇型樣機就是對簧片柔性轉子發(fā)動機的具體改進方案。在燃燒室中引入簧片，以其柔性可使工作過程變得柔和、各部件所受到的沖擊減小，而且這種結構仍可保證各部分有足夠的強度，這就提高了產品的可靠性。了微尺度下持續(xù)燃燒的可行性 [38]。文獻 分別利用試[32]℃1[0]29[8]7℃[26]驗和理論詳細分析了淬熄現象的產生機理，共同指出淬熄發(fā)生的主要原因是熱淬熄以及自由基淬熄。有研究表明，微尺度火焰?zhèn)鞑ゲ粌H僅受到擴散作用的影響，而且還受擴散和化學動力學因素6共同的影響。為保證混合氣充分混合，駐留時間應較擴散時間更大。（3）邊界層流動特性的變化宏觀流體流動時，邊界層相對特征尺度小，其對流體流動特性的影響非常有限，隨特征尺度變?yōu)槲⒚琢考墪r，邊界層因素變得越來越重要，所以邊界層中流體的流動狀態(tài)將對流動空間中流體的流動特性產生極大影響 [19][20]。燃燒尺度達到微尺度時，之前各種影響因素的相對重要性會發(fā)生變化，許多宏觀氣體流動中未被考慮的因素可能會在微尺度下成為主要的影響因素 [14][15]，5而其呈現出的新規(guī)律主要表現為：微小型燃燒裝置中，盡管流體流動的特征尺度屬毫米至微米級，但該尺度仍遠遠大于分子之間的平均自由程，故連續(xù)介質假設仍然成立。 微尺度流動、燃燒面臨的問題微尺度流動研究面臨的首要問題就是尺度的劃分問題，目前還沒有統(tǒng)一的對燃燒尺度劃分標準。目前，微小型發(fā)動機的研究剛剛起步。這可證明微型發(fā)動機的研究是可行的，盡管現有的發(fā)動機在功率、效率、密封等方面尚存諸多問題，但這些問題皆可以通過改進設計方案和提高加工精度來解決。對置活Ei)Kk pit r(MECS塞及氣缸構成燃燒室，安裝在氣缸頂部的螺旋彈簧可為活塞提供回復力，發(fā)動機利用電磁感應來提取能量，即通過活塞往復切割交流線圈產生感應電能。該項目的研究人員通過電火花線切割加工技術制作了設計功率為 的樣機，其尺寸為 、 、 ，且以氫氣或者甲烷為W65m61m34燃料，其樣機如圖 所示。目前該研究團隊正在研制直徑為 和 、目標輸出功率為 的轉子發(fā)動機，其設計14. W10~轉速可達到 。圖 微型燃氣輪機示意圖 [6]麻 省 理 工 學 院 微型三角轉子發(fā)動機年加州大學伯克利分校（ ）的研究人員開始了微型三角轉子發(fā)動201UBC機的研究工作，主要利用了三角轉子發(fā)動機結構平面化的特點。通過對流傳熱作用可知，可燃混合氣在樣機內流動時，燃燒室壁面的熱量會對其進行預熱。 微型燃氣輪機年，麻省理工學院 實驗室開始對微型燃氣輪機展開研究和196Turbine Gas開發(fā) [5][6]，如圖 所示，是其微型燃氣輪機示意圖。液態(tài)碳氫化合物的燃燒產物主要包括二氧化碳和水蒸氣，這相對于電池的處理更為清潔、環(huán)保，且補充液態(tài)燃料較電池充電更為簡單、便捷。W10~與電池不同，微型發(fā)動機通過燃燒液態(tài)碳氫化合物，以電能或機械能方式輸出能量，其具有較大的能量密度和較穩(wěn)定的輸出功率。這主要是因為在System haniclelctro Mi℃ES通信技術、航空航天、軍事應用等領域內，體積小、儲能高、質量輕、功率輸出大的微小型動力系統(tǒng)具有良好的應用前景，例如小型機器人、多點分散型通信設備、 引信、軍用通