小型航空Wankel發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)優(yōu)化仿真

何光宇，楊正浩，耿 琪

(空軍工程大學(xué)等離子體動(dòng)力學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安，710038)

21世紀(jì)以來(lái)，軍用無(wú)人飛行器技術(shù)持續(xù)發(fā)展，尤其是小型無(wú)人機(jī)組成的分布式集群作戰(zhàn)在未來(lái)戰(zhàn)場(chǎng)上將發(fā)揮著愈加重要的作用[1-2]，隨之而來(lái)其對(duì)動(dòng)力系統(tǒng)的需求也日漸突出。Wankel轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)憑借其功率高、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、傳動(dòng)平穩(wěn)、體積小、質(zhì)量輕、造價(jià)低等特點(diǎn)[3-4]，在無(wú)人機(jī)動(dòng)力領(lǐng)域有著獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)[5-6]。小型航空轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)，存在溫度低、氣壓低使得燃燒效率低，風(fēng)冷的冷卻方式使得冷卻效率較低，體積小且功率高使得部件承受載荷較大等問(wèn)題，再加上三角轉(zhuǎn)子是轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)最主要的運(yùn)動(dòng)部件，其在工作時(shí)要承受工作室的燃?xì)獗l(fā)壓力、摩擦力，慣性力，同時(shí)還要承受工作室燃?xì)馊紵a(chǎn)生的熱負(fù)荷[7-8]，各種載荷相互耦合使得其工作環(huán)境復(fù)雜。而轉(zhuǎn)子在這樣惡劣工況下能否保證自身強(qiáng)度不發(fā)生破壞關(guān)系到發(fā)動(dòng)機(jī)的整體性能，因此對(duì)于三角轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)顯得復(fù)雜且尤為重要[9-10]。

目前國(guó)內(nèi)對(duì)于轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)的研究，主要集中在性能計(jì)算方面，大多沒(méi)有將發(fā)動(dòng)機(jī)各部件的載荷以及強(qiáng)度因素考慮在內(nèi)，少數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)部件的強(qiáng)度計(jì)算也只進(jìn)行了靜壓力分析[9]，而沒(méi)有考慮到轉(zhuǎn)子實(shí)際復(fù)雜工況下受到的慣性力與熱負(fù)荷，很難滿足對(duì)轉(zhuǎn)子在實(shí)際工況下受力分析的研究。

本文通過(guò)建立發(fā)動(dòng)機(jī)工作熱力學(xué)模型，獲得發(fā)動(dòng)機(jī)工作的缸溫缸壓曲線，以此作為邊界條件，建立有限元模型計(jì)算轉(zhuǎn)子工作時(shí)的溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)，并結(jié)合轉(zhuǎn)子所受的機(jī)械邊界條件，計(jì)算轉(zhuǎn)子在熱-力耦合下所受的應(yīng)力與變形。在此基礎(chǔ)上，分析轉(zhuǎn)子所受的應(yīng)力狀態(tài)，并提出通過(guò)增大圓角和布置散熱片的方法，以改善轉(zhuǎn)子應(yīng)力狀態(tài)與應(yīng)力分布，完成轉(zhuǎn)子的優(yōu)化設(shè)計(jì)。為轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)三角轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)與結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供方法和技術(shù)支撐。

1 邊界條件與模型建立

1.1 三角轉(zhuǎn)子有限元模型

以某小型航空用轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)為例，其采用單轉(zhuǎn)子、風(fēng)冷式航煤發(fā)動(dòng)機(jī)，機(jī)型參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

發(fā)動(dòng)機(jī)的三角轉(zhuǎn)子、缸體、端蓋均采用球墨鑄鐵材料，有良好的耐磨與耐高溫性能。其材料屬性參見表2。為研究高溫條件下的轉(zhuǎn)子強(qiáng)度有限元分析，還需引入轉(zhuǎn)子材料的性能參數(shù)隨溫度的變化關(guān)系，見圖1。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)材料性能主要參數(shù)

圖1 材料物性參數(shù)-溫度曲線

轉(zhuǎn)子創(chuàng)成半徑為60 mm、寬度40 mm，采用Multizone網(wǎng)格劃分方法對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行高階六面體網(wǎng)格劃分，控制網(wǎng)格尺寸為2 mm，轉(zhuǎn)子腰部、燃燒室凹坑等位置進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，結(jié)果如圖2所示，有限元節(jié)點(diǎn)2 650 818個(gè)，單元1 825 406個(gè)。

圖 2 轉(zhuǎn)子網(wǎng)格模型

1.2 發(fā)動(dòng)機(jī)零維模型

本文采取按時(shí)間積分的原則，基于Wankel發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程，建立發(fā)動(dòng)機(jī)零維模型，模型以理想氣體狀態(tài)方程為基礎(chǔ)，來(lái)考量工質(zhì)溫度、壓力、體積與質(zhì)量各狀態(tài)參量之間的函數(shù)關(guān)系[11-12]，對(duì)于理想氣體處于平衡狀態(tài)時(shí)，滿足：

pV=nRT

(1)

式中：p為氣體壓強(qiáng)；V為氣體體積；n為單位體積內(nèi)氣體分子數(shù)；R為普適氣體常數(shù)；T為氣體溫度。

本文根據(jù)Wankel發(fā)動(dòng)機(jī)熱力循環(huán)過(guò)程建立發(fā)動(dòng)機(jī)的能量守恒、質(zhì)量守恒方程[13-14]。如式(2)、式(3)所示：

(2)

(3)

1.3 載荷及邊界條件

作為本研究對(duì)象的三角轉(zhuǎn)子，其所受的機(jī)械邊界條件主要包括工作室內(nèi)氣體壓力、旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的慣性力、側(cè)壓力，由于其功率高、轉(zhuǎn)速快，因此轉(zhuǎn)子所受的慣性力較大，另外其側(cè)壓力對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)破壞作用影響較小，計(jì)算時(shí)進(jìn)行忽略簡(jiǎn)化。

1.3.1 發(fā)動(dòng)機(jī)零維模型

利用零維模型計(jì)算得到7 000 r/min轉(zhuǎn)速下，缸內(nèi)燃?xì)鈮毫Φ某跏紨?shù)據(jù)，單個(gè)循環(huán)周期內(nèi)缸內(nèi)瞬時(shí)壓力變化如圖3所示。并將其作為轉(zhuǎn)子分析的機(jī)械邊界條件?？梢缘玫剑跇?biāo)定工況下0.018 1 s時(shí)，即曲軸轉(zhuǎn)角為760°時(shí)，缸內(nèi)燃?xì)鈮毫_(dá)到最高，約為1.5 MPa。

圖3 瞬時(shí)壓力隨時(shí)間變化

1.3.2 轉(zhuǎn)動(dòng)慣性力載荷

轉(zhuǎn)子的主要運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)可以看做一個(gè)行星齒輪機(jī)構(gòu)，轉(zhuǎn)子繞偏心軸段中心Or轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)偏心軸繞中心線O做周轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)[15-16]，見圖4。

圖4 轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)示意圖

由平面運(yùn)動(dòng)學(xué)可知，轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)的瞬時(shí)加速度中心C可以通過(guò)轉(zhuǎn)子的角速度ωr與轉(zhuǎn)子中心Or的加速度a0來(lái)確定。計(jì)算關(guān)系式如下：

(4)

(5)

最大燃?xì)鈮毫r(shí)刻下，曲軸轉(zhuǎn)角為774°時(shí)轉(zhuǎn)子工作位置達(dá)到圖5所示。在求得轉(zhuǎn)子瞬時(shí)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)與OrC后，得到轉(zhuǎn)子的瞬時(shí)加速度中心，通過(guò)加載7 000 r/min轉(zhuǎn)速求得慣性力。

圖5 偏心軸轉(zhuǎn)角774°時(shí)刻轉(zhuǎn)子與剛體相對(duì)位置示意

1.3.3 熱邊界條件

轉(zhuǎn)子邊界條件采用第三類簡(jiǎn)化邊界條件，即給定燃?xì)鉁囟扰c換熱系數(shù)。同樣利用零維模型計(jì)算出單個(gè)工作室一個(gè)循環(huán)周期內(nèi)，缸內(nèi)工質(zhì)溫度、工質(zhì)與轉(zhuǎn)子工作面的換熱系數(shù)隨時(shí)間變化曲線，并以此作為轉(zhuǎn)子的熱邊界條件，見圖6。

圖6 瞬時(shí)溫度、換熱系數(shù)隨時(shí)間變化曲線

為簡(jiǎn)化計(jì)算成本，將傳熱過(guò)程看成一維問(wèn)題，工作面一側(cè)換熱系數(shù)和換熱流體的溫度一定。結(jié)合工作室內(nèi)溫度與換熱系數(shù)變化曲線，計(jì)算單循環(huán)內(nèi)的平均傳熱系數(shù)αtm與平均溫度Ttm[17]：

(6)

(7)

式中：αt為瞬時(shí)換熱系數(shù)；Tt為燃燒室瞬時(shí)溫度。采用串聯(lián)熱阻的方式求得轉(zhuǎn)子其他各表面的傳熱系數(shù)[18-19]，并根據(jù)轉(zhuǎn)子實(shí)際工況中溫度值進(jìn)行修正，轉(zhuǎn)子各表面與各主要位置如圖7所示，各表面溫度與換熱系數(shù)計(jì)算結(jié)果如表3所示。

圖7 轉(zhuǎn)子各表面與各主要位置示意圖

表3 轉(zhuǎn)子其余各個(gè)表面溫度與換熱系數(shù)

2 熱-機(jī)械負(fù)荷耦合分析

該型號(hào)小型航空轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)，燃燒室瞬時(shí)溫度最高可達(dá)1 200 K，燃?xì)獗l(fā)壓力約為1.52 MPa，取轉(zhuǎn)子工況最復(fù)雜的最大燃?xì)鈮毫ο碌呢?fù)載情況進(jìn)行研究[9]，轉(zhuǎn)子所受負(fù)荷以及有限元模型輸入如圖8所示。

圖8 轉(zhuǎn)子所受負(fù)荷以及有限元模型輸入示意圖

2.1 機(jī)械負(fù)荷分析

假設(shè)工作室燃?xì)鈮毫σ詨簭?qiáng)的形式均勻加載到轉(zhuǎn)子工作面，慣性力通過(guò)計(jì)算轉(zhuǎn)子加速度來(lái)加載，對(duì)轉(zhuǎn)子中心軸承孔施加圓柱約束，限制其徑向、周向與軸向位移，對(duì)轉(zhuǎn)子端面施加法向約束。

靜力計(jì)算時(shí)，轉(zhuǎn)子所受到的側(cè)向壓力對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)影響不太明顯，可近似為零[9]。本文選取轉(zhuǎn)子工作最惡劣的工況，即轉(zhuǎn)子處于最高燃燒壓力下轉(zhuǎn)子的靜力學(xué)分析[20-21]。通過(guò)有限元分析，得到轉(zhuǎn)子在最高燃?xì)鈮毫r(shí)刻下的應(yīng)力與變形結(jié)果圖9。由圖9可知最大應(yīng)力約為91.6 MPa，出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子腰部圓孔邊緣。變形最大出現(xiàn)在轉(zhuǎn)子承受燃?xì)獗l(fā)壓力一側(cè)的頂端密封槽處，而不是燃燒室凹孔中央，約為0.19 mm，轉(zhuǎn)子腰部處變形量較小，可以看出，相比較于燃?xì)獗l(fā)壓力，轉(zhuǎn)子慣性力對(duì)轉(zhuǎn)子所受的應(yīng)力以及產(chǎn)生的變形影響更大。

(a)轉(zhuǎn)子應(yīng)力云圖

表4為轉(zhuǎn)子各位置編號(hào)以及應(yīng)力值，可以看出，工作室凹坑中央與氣隙中央由于承受燃?xì)獗l(fā)壓力，應(yīng)力值較大，分別為19.0 MPa與25.6 MPa，腰部圓孔邊緣處測(cè)量點(diǎn)應(yīng)力值明顯增大，約為62.1 MPa，此處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中。

表4 最大燃?xì)鈮毫ο赂魑恢脩?yīng)力值

2.2 熱負(fù)荷分析

計(jì)算所采用的換熱邊界條件見表2，轉(zhuǎn)子受熱不均會(huì)產(chǎn)生軸向與周向的熱應(yīng)力與熱變形，若繼續(xù)使用靜力分析的約束條件，會(huì)使得計(jì)算結(jié)果應(yīng)力過(guò)大，所以此處只對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行徑向約束。

對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行溫度場(chǎng)分析，得到此工況下轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)、熱通量云圖，結(jié)果如圖10所示。由圖可知，最高溫度達(dá)到約552.9 K，處于燃燒室凹坑中心，最低溫度約501.2 K，處于腰部圓孔面。

圖10 穩(wěn)定工況下轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)云圖

轉(zhuǎn)子所受熱負(fù)荷以及變形見圖11，可以看出，最大應(yīng)力仍然出現(xiàn)在腰部圓孔邊緣，約為636.3 MPa。轉(zhuǎn)子頂端密封槽處出現(xiàn)較大的熱變形，約為0.20 mm?？梢钥闯鰷囟葓?chǎng)對(duì)轉(zhuǎn)子應(yīng)力應(yīng)變影響比較均勻，應(yīng)力、應(yīng)變呈周向?qū)ΨQ分布。

(a)轉(zhuǎn)子熱應(yīng)力云圖

表5所示為轉(zhuǎn)子各位置的熱應(yīng)力值，可以得到，工作室凹坑中央與氣隙中央應(yīng)力值較大，分別為118.2 MPa與230.9 MPa，冷卻孔、頂端密封槽等處由于溫度梯度較大，其熱應(yīng)力值也較大，分別為186.7 MPa、262.9 MPa，腰部圓孔邊緣處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，約為557.8 MPa，接近轉(zhuǎn)材料的屈服極限值，安全余量不夠充分。

表5 熱負(fù)荷作用下各位置應(yīng)力值

2.3 熱-機(jī)械耦合分析

進(jìn)行熱-機(jī)械耦合有限元仿真時(shí)，仍保持其徑向約束，在熱仿真的基礎(chǔ)上導(dǎo)入機(jī)械載荷，得到熱機(jī)械耦合分析結(jié)果，其應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D為圖12?？梢钥闯鲅繄A孔邊緣應(yīng)力集中現(xiàn)象最明顯，最大應(yīng)力約為687.0 MPa，最大變形量同樣出現(xiàn)在距離轉(zhuǎn)子加速度中心較遠(yuǎn)一側(cè)的尖端密封槽處變，約為0.21 mm。轉(zhuǎn)子各位置計(jì)算的應(yīng)力值如表6。

(a)轉(zhuǎn)子應(yīng)力云圖

表6 熱-機(jī)械耦合作用下各位置應(yīng)力值

3 方案設(shè)計(jì)改進(jìn)研究

3.1 增大圓角

針對(duì)轉(zhuǎn)子腰部應(yīng)力過(guò)大，出現(xiàn)應(yīng)力集中的問(wèn)題，我們對(duì)于轉(zhuǎn)子腰部進(jìn)行改進(jìn)，腰部圓孔邊緣加工圓角，以改善應(yīng)力分布，解決腰部應(yīng)力過(guò)大問(wèn)題，如圖13。重新計(jì)算得到最大燃燒工況下轉(zhuǎn)子的應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D如圖14。改進(jìn)后轉(zhuǎn)子應(yīng)力場(chǎng)與未改進(jìn)相比，最大應(yīng)力由91.6 MPa下降到67.0 MPa，位置由腰部圓孔邊緣改變?yōu)閳A角處，最大變形量由0.19 mm變?yōu)?.16 mm。

(a)轉(zhuǎn)子內(nèi)腔圓角加工圖

(a)改進(jìn)轉(zhuǎn)子應(yīng)力云圖

改進(jìn)后最高燃燒工況下計(jì)算結(jié)果與原轉(zhuǎn)子計(jì)算結(jié)果對(duì)比得到圖15，各位置編號(hào)如表4所示，燃燒室凹坑與氣隙應(yīng)力值變化較小，平均下降2 MPa左右，改進(jìn)后頂端密封槽壓力由14.0 MPa上升至15.1 MPa，轉(zhuǎn)子腰部圓孔邊緣應(yīng)力由62.1 MPa下降至31.0 MPa，應(yīng)力值下降幅度較大，應(yīng)力集中現(xiàn)象得到解決，改進(jìn)后轉(zhuǎn)子應(yīng)力場(chǎng)得到改善。

圖15 轉(zhuǎn)子增大圓角改進(jìn)前后各位置應(yīng)力值對(duì)比

3.2 增加散熱片

除圓孔邊緣應(yīng)力集中問(wèn)題外，針對(duì)轉(zhuǎn)子復(fù)雜的溫度場(chǎng)問(wèn)題，對(duì)轉(zhuǎn)子冷卻孔進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，在冷卻孔內(nèi)設(shè)置散熱片，通過(guò)增大對(duì)流換熱面積，來(lái)達(dá)到更好的冷卻效果，如圖16所示。

(a)轉(zhuǎn)子散熱片加工圖

改進(jìn)后的轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)如圖17所示，改進(jìn)前后主要位置溫度場(chǎng)對(duì)比如圖18所示，改進(jìn)后轉(zhuǎn)子最高溫度仍出現(xiàn)在凹坑中央，并由原來(lái)的553 K下降到543 K，改進(jìn)后轉(zhuǎn)子最低溫度出現(xiàn)在散熱片上，冷卻孔處溫度由523 K降至487 K，距離冷卻孔較近的頂端密封槽溫度由515 K降至485 K。另外工作面、密封槽、腰部圓孔等處溫度平均下降20 K以上。轉(zhuǎn)子的工作溫度更低溫度場(chǎng)更加均勻，工況得到改善。

圖17 改進(jìn)轉(zhuǎn)子的溫度場(chǎng)云圖

圖18 轉(zhuǎn)子增加散熱片改進(jìn)前后各位置應(yīng)力值對(duì)比

布置散熱片后轉(zhuǎn)子的所受的應(yīng)力、變形如圖19所示，對(duì)比三角轉(zhuǎn)子改進(jìn)前后的應(yīng)力、應(yīng)變，得到圖20，各位置編號(hào)如表5所示?？梢钥闯?，與改進(jìn)前的轉(zhuǎn)子相比，布置散熱片的轉(zhuǎn)子燃燒室凹坑、氣隙與密封槽等處溫度下降幅度較小，熱應(yīng)力下降幅度較小，平均下降25.0 MPa左右，而轉(zhuǎn)子腰部圓孔邊緣與冷卻孔處溫度均下降30 K以上，且溫度場(chǎng)改善明顯，熱應(yīng)力分別由原來(lái)的557.8 MPa、186.7 MPa，下降為521.2 MPa、120.9 MPa，分別下降36.6 MPa、65.9 MPa，相應(yīng)的應(yīng)力場(chǎng)改善效果也較為顯著。同時(shí)，可以看出，最大應(yīng)力仍然出現(xiàn)在腰部圓孔邊緣，約為606.8 MPa，此處存在應(yīng)力集中。改進(jìn)后轉(zhuǎn)子最大變形量位置不變，應(yīng)變值由原來(lái)的0.20 mm下降為0.18 mm。

(a)改進(jìn)轉(zhuǎn)子應(yīng)力云圖

圖20 轉(zhuǎn)子增加散熱片改進(jìn)前后轉(zhuǎn)子的熱應(yīng)力對(duì)比圖

3.3 熱-機(jī)械耦合分析

結(jié)合兩種方案對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行重新建模，得到圖21。

(a)轉(zhuǎn)子改進(jìn)圖 (b)轉(zhuǎn)子局部圖

對(duì)模型進(jìn)行有限元分析，得到熱力云圖以及熱-機(jī)械耦合應(yīng)力、變形量云圖見圖22。

(a)改進(jìn)轉(zhuǎn)子應(yīng)力云圖

與原轉(zhuǎn)子應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D對(duì)比，得到圖23?？梢钥闯銎鋺?yīng)力集中處最大應(yīng)力值大幅下降，由687.0 MPa降低到403.9 MPa，下降幅度約41.2%。應(yīng)力集中現(xiàn)象得到緩解，最脆弱的轉(zhuǎn)子腰部應(yīng)力值由577.5 MPa降低到306.1 MPa，下降約47.0%，由于布置散熱片，冷卻孔處溫度場(chǎng)得到改善，其應(yīng)力值由212.6 MPa下降至113.2 MPa，下降約46.8%，其他各處應(yīng)力值都有小幅度下降，轉(zhuǎn)子應(yīng)力場(chǎng)得到改善。另外可以看出，轉(zhuǎn)子變形量有小幅度下降，最大變相量仍出現(xiàn)在距離瞬時(shí)加速度中心較遠(yuǎn)的轉(zhuǎn)子尖端密封槽處，由0.21 mm降至0.15 mm。

圖23 改進(jìn)前后轉(zhuǎn)子熱-機(jī)械耦合應(yīng)力對(duì)比

4 結(jié)論

本文經(jīng)過(guò)對(duì)小型航空Wankel轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)三角轉(zhuǎn)子的有限元分析，提出了轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案，并對(duì)改進(jìn)前后的溫度場(chǎng)、應(yīng)力、應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比，得到以下結(jié)論。

1)轉(zhuǎn)子在工作中，工作面承受著燃?xì)獗l(fā)壓力，而腰部位置最薄弱，發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)要著重注意轉(zhuǎn)子腰部的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。轉(zhuǎn)子腰部圓孔邊緣容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，通過(guò)增加圓角，可以將最大應(yīng)力由原來(lái)的687.0 MPa下降為403.9 MPa，約為原來(lái)58.8%，腰部圓孔邊緣應(yīng)力由577.5 MPa下降為306.1MPa，降低為原來(lái)的53.02%，轉(zhuǎn)子應(yīng)力場(chǎng)得到改善。

2)通過(guò)布置散熱片，可以增大散熱面積，有效改善轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)，轉(zhuǎn)子平均溫度下降20 K以上，腰部邊緣與冷卻孔溫度下降40 K左右，同時(shí)可轉(zhuǎn)子工作面、氣隙和密封槽等處熱應(yīng)力均下降30.0 MPa左右，冷卻孔處應(yīng)力由212.6 MPa下降為113.2 MPa，降為原來(lái)的53.3%。

3)結(jié)構(gòu)改進(jìn)對(duì)轉(zhuǎn)子的變形量也有一定的改進(jìn)作用，轉(zhuǎn)子尖端工作時(shí)變形過(guò)大會(huì)導(dǎo)致尖端與缸體接觸產(chǎn)生磨損，降低發(fā)動(dòng)機(jī)氣密性。進(jìn)行熱-機(jī)械耦合研究時(shí)，可以發(fā)現(xiàn)最大變形量往往出現(xiàn)在距離旋轉(zhuǎn)加速度中心較遠(yuǎn)一側(cè)的轉(zhuǎn)子尖端密封槽上，改進(jìn)后由原來(lái)的約為0.21 mm降至0.15 mm，符合工作要求，且一定程度提高轉(zhuǎn)子與缸體之間氣密性。