燃燒室凹坑形狀對(duì)汽油轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程的影響

趙云龍，鄧晰文,2，馮戰(zhàn)，朱蕊東,2，蘇小斌

(1.昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，云南 昆明 650500；2.云內(nèi)動(dòng)力有限公司云南省內(nèi)燃機(jī)高原排放重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，云南 昆明 650200)

與傳統(tǒng)往復(fù)式發(fā)動(dòng)機(jī)相比，轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)(以下簡(jiǎn)稱(chēng)轉(zhuǎn)子機(jī))不僅具有體積小、質(zhì)量輕、振動(dòng)小和某些特殊場(chǎng)合利于總體布置的優(yōu)點(diǎn)，而且可以使用汽油、柴油或者重油等多種燃料，美國(guó)、德國(guó)以及英國(guó)等國(guó)家將轉(zhuǎn)子機(jī)應(yīng)用于軍用特種車(chē)輛、電動(dòng)汽車(chē)增程器、無(wú)人機(jī)和小型船舶等領(lǐng)域。轉(zhuǎn)子機(jī)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(jī)工作時(shí)其燃燒室形狀不斷地變化且燃燒室本身具有過(guò)高的面容比，當(dāng)燃料在燃燒室內(nèi)部燃燒時(shí)，火焰容易出現(xiàn)淬熄導(dǎo)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(jī)的燃燒效率。發(fā)動(dòng)機(jī)在工作過(guò)程中，燃料燃燒主要是在燃燒室內(nèi)部發(fā)生，燃燒室對(duì)其內(nèi)部燃料的燃燒有著引導(dǎo)和促進(jìn)作用。轉(zhuǎn)子機(jī)作為發(fā)動(dòng)機(jī)的一種，燃燒室凹坑是轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒室的重要組成部分，其形狀對(duì)缸內(nèi)燃料的燃燒也有著十分重要的影響。

在往復(fù)式發(fā)動(dòng)機(jī)中，燃燒室設(shè)計(jì)效果直接關(guān)系著缸內(nèi)燃料燃燒過(guò)程的好壞，深刻影響著發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性以及排放特性。鄭朝蕾等分析了4種凹坑深度對(duì)某款排量為0.375 L的汽油機(jī)燃燒過(guò)程和排放性能的影響，發(fā)現(xiàn)凹坑深度為3.8 mm時(shí)混合氣燃燒效果最好，凹坑過(guò)深和過(guò)淺都會(huì)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(dòng)機(jī)性能。為提高轉(zhuǎn)子機(jī)的性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒室做了大量的研究。范寶偉等發(fā)現(xiàn)當(dāng)燃燒室凹坑布置于轉(zhuǎn)子前端中心位置時(shí)，燃料在燃燒室內(nèi)部燃燒時(shí)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(jìn)方面，周乃君等發(fā)現(xiàn)在轉(zhuǎn)子機(jī)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(jī)壓縮比的大小，轉(zhuǎn)子機(jī)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(guò)小的凹坑容積會(huì)導(dǎo)致爆燃、噪聲和過(guò)大的振動(dòng)。Tsuji通過(guò)試驗(yàn)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(dǎo)致熱釋放與熱損失的比值變小。Lev等在燃燒室凹坑周邊設(shè)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(jī)氮氧化物和CO排放。綜上所述，燃燒室凹坑結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)與燃燒存在一定影響。在研究轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒室凹坑形狀時(shí)，僅對(duì)其結(jié)構(gòu)做一些細(xì)微的改動(dòng)，研究因素較為單一，不能很好地指導(dǎo)轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒室的創(chuàng)新設(shè)計(jì)?；诖?，考慮不同形狀的燃燒室凹坑對(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)、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(lái)提升轉(zhuǎn)子機(jī)的性能。

為此，結(jié)合轉(zhuǎn)子機(jī)內(nèi)部轉(zhuǎn)子特殊的運(yùn)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(lèi)型的燃燒室凹坑，采用計(jì)算流體力學(xué)的方法，建立轉(zhuǎn)子機(jī)的缸內(nèi)流動(dòng)與燃燒模型。研究3種凹坑形狀對(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、火焰?zhèn)鞑ズ腿紵^(guò)程的影響，為提升轉(zhuǎn)子機(jī)性能提供理論與技術(shù)支撐。

1 模型建立

1.1 研究對(duì)象

研究對(duì)象為一款周邊進(jìn)氣雙火花塞式汽油轉(zhuǎn)子機(jī)，其基本參數(shù)見(jiàn)表1。該轉(zhuǎn)子機(jī)冷卻方式為水冷式，標(biāo)定轉(zhuǎn)速為8 000 r/min，功率為30 kW。轉(zhuǎn)子機(jī)的幾何模型見(jiàn)圖1。

表1 轉(zhuǎn)子機(jī)基本參數(shù)

圖1 轉(zhuǎn)子機(jī)結(jié)構(gòu)示意

1.2 燃燒室凹坑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

轉(zhuǎn)子機(jī)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(guò)優(yōu)化燃燒室凹坑形狀可以達(dá)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(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)和燃燒過(guò)程以及排放的影響，將凹坑形狀簡(jiǎn)化為長(zhǎng)(根據(jù)位置不同，將又細(xì)分為和)、寬、深度共4個(gè)參數(shù)描述凹坑。為了避免凹坑尖角的出現(xiàn)，流動(dòng)計(jì)算時(shí)需要這3種凹坑的邊緣全部存在圓角，轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)示意見(jiàn)圖2。

圖2 燃燒室結(jié)構(gòu)示意

為探究轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒室凹坑形狀對(duì)周邊進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒過(guò)程及排放物生成規(guī)律的影響，結(jié)合轉(zhuǎn)子機(jī)內(nèi)部轉(zhuǎn)子特殊的運(yùn)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(jī)燃燒室)和縮口式，其形狀示意見(jiàn)圖3。在此基礎(chǔ)上，構(gòu)建了3種不同燃燒室凹坑下周邊進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)的三維模型，用來(lái)探究燃燒室凹坑形狀對(duì)周邊進(jìn)氣轉(zhuǎn)子機(jī)性能的影響。為了不影響轉(zhuǎn)子機(jī)的壓縮比，燃燒室凹坑的容積保持不變，通過(guò)改變上文中提出的凹坑參數(shù)(和)來(lái)改變?nèi)紵野伎拥男螤?，基于轉(zhuǎn)子機(jī)基本尺寸，以不改變?cè)摽钷D(zhuǎn)子機(jī)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(lái)進(jìn)行參數(shù)取值，具體參數(shù)的取值見(jiàn)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(jì)算模型和模型驗(yàn)證

2.1 計(jì)算模型

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

表3 邊界條件設(shè)定

在數(shù)值模擬計(jì)算中，模型表面的網(wǎng)格尺寸對(duì)計(jì)算結(jié)果會(huì)產(chǎn)生重要影響，網(wǎng)格尺寸過(guò)大無(wú)法保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，誤差會(huì)隨著網(wǎng)格質(zhì)量的提高而逐漸降低，但過(guò)小的網(wǎng)格尺寸在計(jì)算過(guò)程中需要大量的時(shí)間。因此，綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)算資源之間的關(guān)系，需對(duì)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證。當(dāng)計(jì)算結(jié)果不再隨著網(wǎng)格尺寸顯著變化時(shí)，認(rèn)為網(wǎng)格的無(wú)關(guān)性得到了驗(yàn)證。

計(jì)算過(guò)程中對(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)內(nèi)部的梯度區(qū)域(速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和組分場(chǎng))采用網(wǎng)格自適應(yīng)加密功能(ARM)，針對(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)中其他部分進(jìn)行局部嵌入式加密，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)中進(jìn)氣道、排氣道等區(qū)域的加密，具體的加密等級(jí)方案見(jiàn)表4，加密后轉(zhuǎn)子機(jī)的網(wǎng)格模型見(jiàn)圖4。

表4 網(wǎng)格加密方案

圖4 網(wǎng)格模型

為對(duì)該模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，設(shè)置4種不同網(wǎng)格方案，通過(guò)對(duì)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(duì)網(wǎng)格獨(dú)立性的檢驗(yàn)。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性方案見(jiàn)表5，不同網(wǎng)格尺寸下缸內(nèi)平均壓力見(jiàn)圖5。

根據(jù)數(shù)值計(jì)算得到缸壓,定義相對(duì)誤差為

(1)

式中：為計(jì)算缸壓；為試驗(yàn)缸壓。

表5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)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(shí)與2.2 mm和2.6 mm時(shí)的缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)具有較高的一致性，缸內(nèi)最高壓力與原機(jī)最大誤差為1.6%。當(dāng)基本網(wǎng)格尺寸增大到2.8 mm，對(duì)應(yīng)的缸壓曲線(xiàn)與前三者差距較大，最高燃燒壓力比原機(jī)低5.83%，且最高燃燒壓力對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角滯后6°。所以當(dāng)采用基本網(wǎng)格為2.0 mm，2.2 mm，2.6 mm并進(jìn)行網(wǎng)格加密時(shí)，缸內(nèi)燃料的燃燒與網(wǎng)格數(shù)呈現(xiàn)無(wú)關(guān)性?？紤]到計(jì)算精度和計(jì)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(jì)算的準(zhǔn)確性?？紤]到轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)流線(xiàn)的彎曲、渦團(tuán)以及力學(xué)變化，湍流模型選擇RNG-湍流模型，其中,是湍動(dòng)能，是湍動(dòng)能的耗散率。為得到轉(zhuǎn)子機(jī)燃燒過(guò)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(xué)式的機(jī)理模型，從而準(zhǔn)確地計(jì)算燃燒過(guò)程，本研究中耦合了PRF化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，耦合了NO子模型來(lái)計(jì)算得到燃燒過(guò)程中燃燒室內(nèi)NO的生成量。試驗(yàn)中所用燃料為92號(hào)汽油，計(jì)算過(guò)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(hào)汽油。

2.2 模型驗(yàn)證

為得到完整的轉(zhuǎn)子機(jī)運(yùn)行過(guò)程中的缸壓曲線(xiàn)，根據(jù)轉(zhuǎn)子機(jī)內(nèi)部轉(zhuǎn)子特殊的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，試驗(yàn)過(guò)程中在轉(zhuǎn)子機(jī)內(nèi)部放置4個(gè)壓力傳感器，分別為P1，P2，P3和P4。其中P1測(cè)量的是進(jìn)氣口附近的壓力曲線(xiàn)，P2測(cè)量的是壓縮過(guò)程中缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)，P3測(cè)量的是燃燒過(guò)程中的缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)，P4測(cè)量的是排氣口附近的壓力曲線(xiàn)。具體的布置位置見(jiàn)圖6。

圖6 傳感器布置示意

為檢驗(yàn)計(jì)算模型的有效性，按照試驗(yàn)工況(該轉(zhuǎn)子機(jī)額定轉(zhuǎn)速下的工況，8 000 r/min)，對(duì)該型號(hào)轉(zhuǎn)子機(jī)的工作過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，將模擬計(jì)算得到的缸內(nèi)壓力平均值與測(cè)得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)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?xún)?nèi)，模型精度較高。說(shuō)明所建立的轉(zhuǎn)子機(jī)三維仿真模型能夠模擬真實(shí)汽油轉(zhuǎn)子機(jī)的工作過(guò)程。

圖7 缸內(nèi)平均壓力對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 缸內(nèi)壓力及燃燒過(guò)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(shì)，在該階段缸內(nèi)燃料沒(méi)有燃燒，所以缸內(nèi)壓力隨著轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)上升較緩慢。而從-27°BTDC至6.12°BTDC為點(diǎn)燃后的壓力升高階段，該階段分為兩部分，即點(diǎn)火延遲期和速燃期。通過(guò)點(diǎn)火延遲期的定義(即從著火開(kāi)始至燃料中10%的熱量釋放時(shí)刻的時(shí)間)可得敞口式凹坑燃燒室的點(diǎn)火延遲期為-27°BTDC至-11.89°BTDC，此時(shí)火焰核心剛剛形成，缸內(nèi)壓力隨著轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)緩慢上升。-11.89°BTDC至6.12°ATDC為速燃期階段，此時(shí)缸內(nèi)壓力升高率增加，直至達(dá)到壓力峰值。6.12°ATDC以后，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入補(bǔ)燃期，在該階段隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)，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(shì)

3種燃燒室的點(diǎn)火延遲期以及速燃期對(duì)比如表6所示?？梢钥闯觯谑桨伎尤紵业狞c(diǎn)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(shuō)明在燃燒過(guò)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(guò)利用缸內(nèi)氣體的高速流動(dòng)來(lái)加速轉(zhuǎn)子機(jī)缸內(nèi)火焰的傳播。

表6 點(diǎn)火延遲期和速燃期對(duì)比

3種燃燒室缸內(nèi)平均壓力的變化曲線(xiàn)見(jiàn)圖9。從圖9可知，不同燃燒室凹坑形狀對(duì)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(dǎo)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(duì)應(yīng)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(duì)應(yīng)的的曲軸轉(zhuǎn)角提前8°。

圖9 缸內(nèi)平均壓力對(duì)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(duì)比如圖10所示。不同燃燒室在點(diǎn)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(dá)到400 K以上。在補(bǔ)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(duì)比

為了深入了解3種燃燒室凹坑對(duì)速燃期階段影響，對(duì)比了-10°BTDC曲軸轉(zhuǎn)角下的缸內(nèi)速度場(chǎng)和火焰擴(kuò)散形狀，如圖11所示。從圖11中可以看出，在-10°BTDC時(shí)，缸內(nèi)混合氣的流動(dòng)已經(jīng)變?yōu)楹娃D(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)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(duì)比3種燃燒室缸內(nèi)的火焰擴(kuò)散形狀可以看出，對(duì)于縮口式凹坑燃燒室而言，在火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)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(diǎn)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(shí)燃燒就排出缸外，不僅造成燃料浪費(fèi)，而且污染環(huán)境。與另外兩種燃燒室相比，敞口式凹坑的設(shè)計(jì)更利于燃燒室后部的氣流平順地通過(guò)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(huì)存在一個(gè)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(dòng)與火焰擴(kuò)散形狀對(duì)比

3.3 燃料消耗及NO生成分析

燃料在燃燒過(guò)程中會(huì)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(yīng)，高強(qiáng)度自由基(H、O和OH)在高溫下對(duì)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(qiáng)度可用高活性自由基的濃度和分布來(lái)表征。圖12示出了3種燃燒室在燃燒過(guò)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(shuō)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(jī)內(nèi)部的燃燒。

圖12 缸內(nèi)OH質(zhì)量對(duì)比

圖13示出了3種燃燒室缸內(nèi)燃料已燃質(zhì)量分?jǐn)?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(yuǎn)遠(yuǎn)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(yùn)動(dòng)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(shí)這個(gè)區(qū)域出現(xiàn)了一個(gè)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(qiáng)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(dòng)機(jī)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(duì)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?jǐn)?shù)也在迅速增大。通過(guò)對(duì)比3種燃燒室缸內(nèi)NO的質(zhì)量分?jǐn)?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?jǐn)?shù)對(duì)比

圖14 缸內(nèi)NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)比

4 結(jié)論

a) 對(duì)3種帶有不同形狀燃燒室凹坑的汽油轉(zhuǎn)子機(jī)進(jìn)行了模擬計(jì)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(diǎn)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(dāng)采用直口式形狀的燃燒室凹坑時(shí)，點(diǎn)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(dòng)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(dāng)采用縮口式燃燒室凹坑時(shí)，燃燒室凹坑縮口處的燃料不容易被點(diǎn)燃，導(dǎo)致凹坑縮口處以及附近大量的燃料無(wú)法快速燃燒，燃料燃燒效率低下，對(duì)外做功能力差。