【導(dǎo)讀】的發(fā)展前景及應(yīng)用市場(chǎng)，但目前該領(lǐng)域的發(fā)展還不成熟?；诖耍疚奶岢鲆环N。本文針對(duì)其性能和結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)特性展開研究工作，具體研究?jī)?nèi)容如下：。以上述模型計(jì)算燃。結(jié)果表明，燃燒室排量為cm，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下燃燒室的指示熱效率為%28，考慮全部損失時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)的最大輸出功率為W69，有效效率為%。2．燃燒室流動(dòng)和燃燒過程的三維數(shù)值模擬。通過對(duì)燃燒過程的數(shù)值模擬計(jì)。條件對(duì)其性能影響規(guī)律的研究。

　　

【正文】 時(shí) ，計(jì)算得到的發(fā)動(dòng)機(jī)理想工況 下 不同轉(zhuǎn)速的性能特性。 圖 理想工況 下 發(fā)動(dòng)機(jī)示功圖 圖 發(fā)動(dòng)機(jī)理想工況 下 轉(zhuǎn)速性能特性 由圖可知，轉(zhuǎn)速增加，燃燒室功率 隨之 增大，原因在于轉(zhuǎn)速增加使燃燒放熱率增加， 并使 燃燒持續(xù)時(shí)間縮短 。 燃燒過程 中 壓力曲線 的 重心向容積擴(kuò)大段移動(dòng)， 20 燃燒室 做功 能力增強(qiáng)， 其 指示功 和 指示效率增加。燃燒 過程 持續(xù)時(shí)間 的變化 隨轉(zhuǎn)速增加越來越小，指示功 和 指示效率 的 增加幅度 也越來越小 ， 因此 ， 功率增長(zhǎng)幅度同時(shí)減小。 根據(jù) 示功圖 計(jì)算可得 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī) 在 理想工況 、 min/3000r 轉(zhuǎn)速下的性能參數(shù)，如表 1 所示。 表 1 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī) 在 min/3000r 、 理想工況 下 性能參數(shù) 額定轉(zhuǎn)速 min/3000r 充量系數(shù) 加入能量 理想指示功 理想功率 理想熱效率 % 燃燒室工作性能影響因素分析 在 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中 ， 其性能特性受到內(nèi)部因素 、 外部因素的 綜合 影響。 其中， 內(nèi)部因素主要包括發(fā)動(dòng)機(jī) 工作 過程中 的 傳熱損失、由加工誤差引起的漏氣損失、 燃燒室 結(jié)構(gòu)影 響氣體流動(dòng)導(dǎo)致 的 燃燒持續(xù)時(shí)間的 微小變化等 ； 外部因素主要 有 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、點(diǎn)火時(shí)刻 以 及過量空氣系數(shù)等。 本文 將從以下幾 個(gè)因素出發(fā) 分析 其 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能 的 影響。 傳熱損失因素 微小型 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī) 的熱量損失主要?dú)w因于其較大的面容比 ， 當(dāng)其傳熱損失大于其熱量產(chǎn)生率時(shí) ，燃燒過程 不再進(jìn)行 。 從這個(gè)角度來看 ，傳熱損失會(huì) 降低發(fā)動(dòng)機(jī) 的 輸出功率 和 有效效率。 如圖 與圖 所示 ， 為 傳熱工況下 缸內(nèi) 壓力與溫度曲線。 對(duì)比在 理想工況 和 傳熱工況下 缸內(nèi) 溫度與壓力曲線 發(fā)現(xiàn) ，壓縮 時(shí) 由于壁面的預(yù)熱作用，使得室內(nèi)溫度與壓力曲線 較 理 想工況曲線有所增大，這 使得 壓縮功 增大 ， 且 整機(jī)輸出功率下降 。 但在壓縮后半程將通過壁面向缸外散熱， 使 壓縮終點(diǎn)時(shí)缸 內(nèi)溫度低于理想工況，這需要 電熱塞提供更高的能量和 更長(zhǎng)的點(diǎn)火時(shí)間， 這影響 了 燃燒效率 。 同一 點(diǎn)火時(shí)刻 處 ，傳熱工況下 的 最高溫度與最高壓力分別 達(dá)到K2285 和 ， 較理想工況 分別 下降 了 K450 與 ，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率 有所降低 ，輸出功率 亦有 損失。如圖 所示 ， 是 傳熱 狀態(tài) 下 ， 燃燒室輸出功率與熱效率隨轉(zhuǎn)速的變化關(guān)系 。 由圖可知，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為 min/3000r 時(shí) ， 傳熱 輸出 21 功率占理想輸出功率的 % ， 占缸內(nèi) 輸入總能量的 %36 。 圖 理想與傳熱壓力曲線 圖 理想與傳熱溫度曲線 圖 傳熱工況下輸出 功率 和 指示效率 漏氣損失因素 動(dòng)力裝置尺寸變小，意味著微小型發(fā)動(dòng)機(jī)的漏氣量所占的比例將較傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)的漏氣量更大 ， 所以，漏氣損失因素也越必須予以考慮 。 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī) 結(jié)構(gòu)特殊 ，轉(zhuǎn)子 、 隔離扇 端面 和 上、下端蓋 在 理想情況下應(yīng)順利 地 相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng) ， 并保證 實(shí)現(xiàn)緊密貼合。 然而 實(shí)際加工存 在加工誤差， 必然 存在一定的漏氣面積，轉(zhuǎn)子與端蓋 等處 間隙 的密封 可通過潤(rùn)滑油 來實(shí)現(xiàn) ，而 隔離扇 厚度小， 不易密封，因此 成為漏氣的主要 來源 。 利用前述建立的 零維仿真模型， 可以 模擬得出不同漏氣面積 時(shí) 發(fā)動(dòng)機(jī)性能的變化 ， 這 為發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì) 及 加工提供 了 依據(jù)。 忽略 傳熱損失 時(shí) ，如圖 、 圖 所示 ， 為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為 min/3000r 時(shí) 漏氣面積 大小 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響 程度 。 壓縮初始 時(shí)缸內(nèi) 壓力低，漏氣面積 造成的 壓力損失較小，隨 后 ， 缸內(nèi) 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?jí)毫?均 22 隨著漏氣面積的 變大而 不斷減小 。 忽略燃燒的持續(xù)時(shí)間 ，隨漏氣面積增大，燃燒過程 最高 壓力下降， min/3000r 時(shí) 發(fā)動(dòng)機(jī) 指示效率由 % 降 至 % ， 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速降低時(shí)， 因?yàn)?漏氣時(shí)間增加、功率損失增大， 使得其 指示效率下降幅度 也 增大 。 圖 不同漏氣面積 時(shí) 缸內(nèi)壓力曲線 圖 指示效率與漏氣面積關(guān)系曲線 如圖 所示 ， 是 漏氣面積 不同時(shí)缸內(nèi) 剩余氣體質(zhì)量 和 輸出軸轉(zhuǎn)角 之間 的關(guān)系曲線。 由圖可知，相同 漏氣面積下，通過漏氣間隙的氣體流量隨著壓縮過程壓力不斷升高而增加， 可燃?xì)怏w 質(zhì)量變化率 也不斷 升高。漏氣面積 變大時(shí) ，泄漏質(zhì)量 隨之變大 ，但增長(zhǎng)率隨漏氣面積的增 大 而減小。 圖 額定轉(zhuǎn)速 時(shí)缸內(nèi) 剩余質(zhì)量變化曲線 圖 漏氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)與轉(zhuǎn)速的關(guān)系 如圖 所示 ， 是 通過漏氣間隙的氣體流量 在 漏氣面 積 大小變化時(shí) 通過漏氣間隙的氣體流量 和 轉(zhuǎn)速的關(guān)系曲線 。 由圖可知， 漏氣時(shí)間隨著轉(zhuǎn)速的提高 而 減小，漏氣質(zhì)量也不斷減小， 這說明 高轉(zhuǎn)速 對(duì)于 減小漏氣損失 有利 ， 可 提高發(fā)動(dòng)機(jī)的指示效率。 點(diǎn)火時(shí)刻因素 點(diǎn)火時(shí)刻 是 對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能有重要影響 的又一個(gè)因素，它 關(guān)系著發(fā)動(dòng)機(jī) 的 做功 23 沖程 。 本節(jié) 在考慮傳熱 和 漏氣損失情況下， 對(duì) 不同點(diǎn)火時(shí)刻下性能特性進(jìn)行計(jì)算分析， 取其 漏氣面積為 mm 。 分別 求取 ????? 10095908580 、 等不同點(diǎn)火時(shí)刻 時(shí) 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī) 缸 內(nèi)燃燒溫度 和 壓力曲線，如圖 與圖 所示。 圖 不同點(diǎn)火時(shí)刻 缸內(nèi) 壓力曲線 圖 不同點(diǎn)火時(shí)刻 缸內(nèi) 溫度曲線 由圖可知， 點(diǎn)火時(shí)刻提前 時(shí) ， 缸內(nèi) 溫度曲線 與 壓力曲線左移， 各自 峰值隨點(diǎn)火時(shí)刻提前而增大，但增長(zhǎng)幅度不斷減小。 反之，若 點(diǎn)火時(shí)刻后延，溫度與壓力曲線峰值隨后延增加而減小，減小幅度 隨之 增加。 雖然點(diǎn)火時(shí)刻提前使缸內(nèi)壓力與溫度峰值 變大 ，但發(fā)動(dòng)機(jī)功率的變化趨勢(shì) 與之 恰恰相反?？紤]傳熱與漏氣 時(shí)， 不同點(diǎn)火時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī) 示功圖如圖 所示。 圖 不同點(diǎn)火時(shí)刻示功圖 圖 不同點(diǎn)火時(shí)刻功率 隨點(diǎn)火時(shí)刻提前，燃燒開始前和結(jié)束后的等容階段內(nèi)，由于傳熱的 影響 ， 缸內(nèi) 壓力較之前 的 時(shí)刻 變小 ， 這 使發(fā)動(dòng)機(jī)示功圖 所 包圍的面積 隨之變小 。如圖 所示， 定量 計(jì)算各點(diǎn)火時(shí)刻的 缸內(nèi) 功率，當(dāng)點(diǎn)火時(shí)刻 在 ?? 90~80 輸出軸轉(zhuǎn)角時(shí)，隨點(diǎn)火時(shí)刻延遲， 缸內(nèi) 功率 和 熱效率 呈 線性增加，在 ?? 95~90 之間 ，功率增加 不多 ，在 ?95 時(shí)功率達(dá)最大值 ，指示效率 則 達(dá) % ，功率較 ?80 時(shí) 增大 24 。 但 當(dāng)點(diǎn)火 時(shí)刻 在 ?95 之后時(shí)，功率 和 指示效率則呈現(xiàn)顯著 的 下降趨勢(shì)。由此可以 發(fā)現(xiàn)， 點(diǎn)火時(shí)刻提前 或者 延后將使輸出功率大幅度下降。 圖 還可以 說明 ，當(dāng)點(diǎn)火角度 在 ?90 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī) 的 指示功率為 ，指示效率為 %28 ，本文采用的點(diǎn)火角度 在 ?90 ，所以設(shè)計(jì) 的 樣機(jī)在不考慮機(jī)械損失 的 情況下指示效率為 %28 。 電熱塞 的 安裝位置決定 了 點(diǎn)火時(shí)刻， 也就 決定 了 發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率。點(diǎn)火時(shí)刻的 提前 雖然可以 提高 工質(zhì) 的燃燒程度 和改善 發(fā)動(dòng)機(jī)的排放，但 缸內(nèi) 溫度 和 壓力較上止點(diǎn) 處 增大， 隔離扇 承受的 各種 負(fù)荷增加， 缸內(nèi) 熱損失也 隨之 增加。綜合考慮發(fā)動(dòng)機(jī) 的 性能 和 可靠性， 其 點(diǎn)火時(shí)刻應(yīng) 選在 上止點(diǎn)處，這為 后面 發(fā)動(dòng) 機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了基礎(chǔ)。 燃燒持續(xù)時(shí)間因素 燃燒持續(xù)時(shí)間對(duì) 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)性能 也 有 不小 的影響，燃燒持續(xù)時(shí)間決定 了 發(fā)動(dòng)機(jī)燃料能量釋放 的 快慢，較 短 的燃燒持續(xù)時(shí)間 對(duì)應(yīng) 較高的燃燒放熱速率， 這會(huì) 影響發(fā)動(dòng)機(jī) 的 燃燒溫度 和 功率輸出，對(duì) 于工質(zhì) 可以 通過 減 短 其燃燒持續(xù)時(shí)間， 來 提高發(fā)動(dòng)機(jī)功率。如圖 、 所示 ， 是 在 不考慮傳熱 和 漏氣 時(shí)，不同燃燒持續(xù)時(shí)間 對(duì)應(yīng)的 燃燒溫度 和 壓力曲線。 圖 燃燒持續(xù)時(shí)間對(duì) 缸內(nèi) 溫度的影響 圖 燃燒持續(xù)時(shí)間對(duì) 缸內(nèi) 壓力的影響 燃燒持續(xù)時(shí)間對(duì) 發(fā)動(dòng)機(jī) 性能的 影響可為 缸內(nèi)工質(zhì)燃燒和 點(diǎn)火時(shí)刻之間的匹配提供 理論 依據(jù)。當(dāng)點(diǎn)火時(shí)刻 在 ?90 位置 時(shí)，燃燒持續(xù)時(shí)間 — 發(fā)動(dòng)機(jī) 功率曲線 比其他點(diǎn)火時(shí)刻 的 變化 更為 平緩，其在較寬燃燒持續(xù)時(shí)間內(nèi) 的 功率輸出值高于其他的 點(diǎn)火時(shí)刻， 故把 點(diǎn)火時(shí)刻設(shè)于上止點(diǎn)處。 發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)械損失模型 25 發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)械損失 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中， 隔離扇 轉(zhuǎn)子在 缸內(nèi) 燃?xì)鈮毫ψ饔孟罗D(zhuǎn)動(dòng)，氣缸型線的變化， 會(huì)引起 隔離扇 發(fā)生彈性變形， 它不僅 改變 了 燃燒室容積 ，而且還 保持了燃燒室 的 周 向密封，但這勢(shì)必引起 隔離扇 氣缸間存在的摩擦損失。隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī) 的 機(jī)械損失 具體而言， 主要包括 ：隔離扇 彈性變形引起的摩擦損失、燃?xì)鈮毫δΣ翐p失、其他零件接觸損失，其中 隔離扇 彈性變形摩擦損失 和 其他接觸損失 始終 存在于發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，燃?xì)鈮毫?的 摩擦損失 則 只存在于 做功 過程。 機(jī)械損失模型 從實(shí)際出發(fā)， 測(cè)定 由 燃?xì)鈮毫σ鸬哪Σ翐p失試驗(yàn)難度大， 故 本節(jié)僅對(duì) 隔離扇 彈性變形引起的摩擦損失 和 其他零件的機(jī)械損失進(jìn)行測(cè)試， 并于 此基礎(chǔ)上疊加其 燃燒壓力引起的摩擦損失 來對(duì) 發(fā)動(dòng)機(jī)的總體機(jī)械損失 進(jìn)行考慮 。 infpfsm PPPP ??? （ ） ?? ldSpnP Acfp ?? 15 （ ） 式中 ， mP 為機(jī)械損失功率， fsP 為倒拖工況 下 隔離扇 彈性變形引起的摩擦功率損失， fpP 為燃燒壓力 引起 的摩擦功率損失， inP 為其他機(jī)構(gòu)摩擦功率損失， n 為發(fā)動(dòng)機(jī) 的 轉(zhuǎn)速， ? 為摩擦系數(shù)， Cp 為 缸內(nèi) 燃燒壓力， AS 為 隔離扇 與氣缸接觸面積， l 為 隔離扇 位移， ? 為輸出軸轉(zhuǎn)角。其中，燃燒室壓力 可 由發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn) 測(cè)得 ，隔離扇 與氣缸接觸面積 可 通過測(cè)量得到，燃燒室壓力、 隔離扇 氣缸接觸面積、隔離扇 位移為輸出軸轉(zhuǎn)角的函數(shù)， 隔離扇 氣缸潤(rùn)滑狀況下摩擦系數(shù) 取 為 。 fsP和 inP 的機(jī)械損失 可 由倒拖試驗(yàn)測(cè)定。 機(jī)械損失結(jié)果 依據(jù) 建立的零維燃燒模型， 在 考慮傳熱 和 漏氣損失 時(shí) ， 缸內(nèi) 壓力 引起 的摩擦損失功率如圖 所示。 26 圖 缸內(nèi) 壓力 引起 的摩擦損失功率 由圖可知，燃燒壓力 引起 的 隔離扇 轉(zhuǎn)子摩擦損失功率隨轉(zhuǎn)速提高而增大，且增大幅度 呈 增加趨勢(shì) ， 這 主要 歸因 為轉(zhuǎn)速提高使燃燒傳熱 和 漏氣損失減小， 缸內(nèi) 壓力 增大 ，導(dǎo)致摩擦損失增加。 對(duì)未加載 時(shí) 發(fā)動(dòng)機(jī)的摩擦損失， 由 倒拖試驗(yàn)結(jié)果擬合 隔離扇 彈性變形摩擦損失功率 和 轉(zhuǎn)速的函數(shù) 可以 得到， 隔離扇 彈性變形摩擦損失功率 的 擬合公式為： nPP infs 0 0 3 1 2 6 ??? （ ） 本文利用 上述 擬合得到的 隔離扇 彈性變形摩擦功率公式 和 燃燒壓力機(jī)械損失 和 發(fā)動(dòng)機(jī)熱力學(xué)模型 來 耦合計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī) 的 綜合性能特性。 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)輸出性能計(jì)算 隔離扇 柔性轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)目前 處于原理驗(yàn)證階段，對(duì)其綜合性能的模擬計(jì)算可較為 全面了解 其 性能特性， 并 為樣機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)及改進(jìn)提供 可靠 參考。綜合性能的 計(jì)算過程中 要 考慮發(fā)動(dòng)機(jī)的傳熱、漏氣 和 機(jī)械損失， 其 進(jìn)氣量 可 由發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流量測(cè)試試驗(yàn) 測(cè)得 ，點(diǎn)火時(shí)刻 選在 ?90 ，燃燒持續(xù)時(shí)間 可 由燃燒過程 的 三維模型模擬得到。 發(fā)動(dòng)機(jī)輸出性能評(píng)價(jià)指標(biāo) 在 前述 建立的發(fā)動(dòng)機(jī)熱力學(xué)模型 的 基礎(chǔ)上，考慮發(fā)動(dòng)機(jī) 的 傳熱、漏氣 ， 并扣除運(yùn)轉(zhuǎn)過程中的摩擦等機(jī)械損失， 可 得到發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功率 eP 。 隔離扇 發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì) 具備 雙燃燒室，為四沖程發(fā)動(dòng)機(jī)， 基于 上節(jié) 計(jì)算 得到的平均機(jī)械損失壓力函數(shù)，并 耦合發(fā)動(dòng)機(jī)熱力學(xué)模型， 可 由示功圖計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī) 氣缸 有效功 eW ， 其 有效功率 27 表達(dá)式為： 602 nWP ?? ? （ ） 式中 ， n 為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。 有效熱效率 i? 是 指 實(shí)際循環(huán) 中 有效功 和 為得到 該 有效功所消耗的熱量的比值，即： 1QWi ??? ? （ ） 本節(jié)以有效功率和有效熱效率作為考察輸出性能 的 指標(biāo)，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)速度特性和各 特定工況下的負(fù)荷特性 來 進(jìn)行計(jì)算分析。 發(fā)動(dòng)機(jī)速度特性 發(fā)動(dòng)機(jī)速度特性是指發(fā)動(dòng)機(jī)在特定供油量 時(shí) ， 其 性能指標(biāo) 和 轉(zhuǎn)速間的關(guān)系。發(fā)動(dòng)機(jī)速度特性通常 可在 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)中獲得，保持油門或節(jié)氣門位置不變，改變 發(fā)動(dòng)機(jī) 的 負(fù)荷 來 改變發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，穩(wěn)定工況 時(shí) 將不同轉(zhuǎn)速 所 對(duì)應(yīng)的功 率值相連接 即 可 得到速度特性曲線。 圖 不同漏氣面積下發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)速度特性 如圖 所示 ， 是 在不同 的 轉(zhuǎn)速下，同一漏氣面積 所 對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)功率。由圖可 知 ，隨轉(zhuǎn)速提高，發(fā)動(dòng)機(jī)功率與 其 轉(zhuǎn)速 大致 成線性關(guān)系。 轉(zhuǎn)速為 min/