韋海燕，楊　耿，何　然，周曉蓉

（1.廣西大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧530004；2.廣西貴港動(dòng)力股份有限公司，廣西 貴港537100）

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輕量化單缸短行程直噴式柴油機(jī)噴油器和燃燒系統(tǒng)匹配研究

韋海燕1，楊耿1，何然2，周曉蓉1

（1.廣西大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，廣西 南寧530004；2.廣西貴港動(dòng)力股份有限公司，廣西 貴港537100）

摘要：為了改善輕量化的GD190單缸短行程直噴式柴油機(jī)的工作性能，建立了三維動(dòng)態(tài)CFD模型并進(jìn)行了模擬計(jì)算，重點(diǎn)分析了噴油器的安裝深度，以及油束夾角對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的影響。計(jì)算結(jié)果表明：在燃油開始噴射后，環(huán)形空間中的氣體向內(nèi)流到燃燒室，與油束切向力的相互作用，在油束夾角較大時(shí)，在油束上部形成明顯的漩渦；油束下方氣流基本保持油束帶動(dòng)的漩渦流動(dòng)。

關(guān)鍵詞：單缸直噴式柴油機(jī)；噴油器；燃燒系統(tǒng)

影響小缸徑單缸直噴式柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)的主要因素有：進(jìn)氣系統(tǒng)、噴油系統(tǒng)、燃燒室形狀［1］。良好的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)是單缸直噴式柴油機(jī)形成良好混合氣，是降低排放的重要途徑［2］。合理選擇柴油機(jī)噴油系統(tǒng)參數(shù)、燃燒室形狀、進(jìn)氣道的結(jié)構(gòu)，對(duì)減少燃油系統(tǒng)參數(shù)組合方案的數(shù)量、試驗(yàn)的工作量和盲目性，節(jié)約成本，加快產(chǎn)品開發(fā)的進(jìn)程無疑是十分有益的。

GD190單缸直噴式柴油機(jī)進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)后，柴油機(jī)質(zhì)量輕（65 kg），行程短（80 mm），汽缸蓋上的零件分布較為密集，出現(xiàn)柴油機(jī)冒黑煙、動(dòng)力和經(jīng)濟(jì)性不好的問題。經(jīng)分析螺旋進(jìn)氣道和燃燒室的結(jié)構(gòu)布置受到限制，進(jìn)氣道的流通特性不好，壓縮終了混合氣的溫度和壓力也不夠高，需要適當(dāng)?shù)倪M(jìn)氣渦流與燃燒室和噴油器進(jìn)行配合，以形成良好的混合氣。目前已經(jīng)對(duì)螺旋進(jìn)氣道進(jìn)行了研究，并取得了一定的進(jìn)展［3］。

為了進(jìn)一步改善發(fā)動(dòng)機(jī)的工作性能，現(xiàn)對(duì)噴油器的霧化與燃燒系統(tǒng)的匹配進(jìn)行研究。使用AVL軟件對(duì)不同噴油器與燃燒室的匹配進(jìn)行模擬，對(duì)缸內(nèi)氣體流動(dòng)以及發(fā)動(dòng)機(jī)的排放進(jìn)行分析，選取合適的噴油器，并且確定適當(dāng)?shù)陌惭b位置，最后通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模擬的可靠性，改善了柴油機(jī)冒黑煙的問題，提高了柴油機(jī)的動(dòng)力和經(jīng)濟(jì)性。

1　燃燒系統(tǒng)匹配原理分析

直噴式單缸柴油機(jī)氣缸蓋較小，結(jié)構(gòu)非常緊湊，小缸徑單缸直噴式柴油機(jī)燃燒室的尺寸較小，噴射油線較短，給組織燃燒過程帶來了很大的困難，工作時(shí)多數(shù)燃油噴到燃燒室壁面上，影響油氣混合，因此進(jìn)氣系統(tǒng)要有較強(qiáng)的渦流［4］，以便使燃燒系統(tǒng)能夠形成質(zhì)量較高的混合氣，通常采用螺旋進(jìn)氣道與ω型燃燒室進(jìn)行組合，同時(shí)配以適當(dāng)?shù)膰娪推鞯慕Y(jié)構(gòu)和布置形式。

根據(jù)分析，多孔小孔徑噴油嘴在ω型這種圓周半徑相等的燃燒室中，油線愈多，分布愈均勻，燃油的濃度反差愈小，與空氣的混合則越好，燃燒也越好，容易取得較好的經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)和排放值［5］。但是油孔愈小、孔數(shù)愈多、需要油壓愈高，制造的難度越大，使用可靠性越差。因此應(yīng)適當(dāng)選擇噴油嘴的孔數(shù)和相關(guān)參數(shù)［6］，并且對(duì)噴油器與燃燒系統(tǒng)的匹配進(jìn)行仿真研究。

2　仿真參數(shù)選取

（1）進(jìn)氣道

根據(jù)文獻(xiàn)［3］利用FIRE建立相應(yīng)的進(jìn)氣道三維模型，選取進(jìn)氣渦流比SR=1.9［3］.

（2）選取噴油器的結(jié)構(gòu)參數(shù)

噴油器的結(jié)構(gòu)參數(shù)與噴孔的總面積有關(guān)。考慮到采用高的最高噴射壓力，最重要的是高的平均有效噴射壓力，它不但較全面地反映噴油過程的混合能量，而且包括提高噴孔中燃油平均流速Wn，將促進(jìn)柴油機(jī)燃燒過程的改善。根據(jù)實(shí)際情況，選取噴油持續(xù)角φi=21°CA，噴孔中燃油平均流速Wn=180 ～200 m/s.可求得柴油機(jī)所需噴孔總面積為：

式中:

Q為最大循環(huán)噴油量（mm3/循環(huán)）；

Wn為噴孔中燃油的平均流速（m/s）；

ti為噴油持續(xù)時(shí)間（s），ti=φi/6n（φi是噴油持續(xù)角，曲軸轉(zhuǎn)角/度）；

n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速（r/min）。

根據(jù)伯努利方程有：

式中：

μ為噴孔的流量系數(shù)，對(duì)于制造質(zhì)量較好的進(jìn)口噴油嘴一般可取μ=0.7.但是，對(duì)于國產(chǎn)油嘴一般只能取μ=0.6；

ρ為燃油密度（kg/m3）.一般取ρ=0.84103 kg/m3.

現(xiàn)代高壓直噴式柴油機(jī)理論認(rèn)為，不僅要有高的最高噴射壓力，更重要的是要追求高的平均有效噴射壓力△p=pi-pa，它不但較全面地反映噴油過程的混合能量，而且從式（2）可以看出，由于△p的提高，Wn提高，從而將促進(jìn)柴油機(jī)燃燒過程的改善。由式（1）、（2）兩式可得平均有效噴油壓力的估算公式。

式中：

d2為噴孔的直徑（m）；

i為噴孔數(shù)。

根據(jù)國內(nèi)外相關(guān)資料介紹，并考慮到我們的實(shí)際情況，取φi=20°CA左右最佳，Wn=180～200 m/s.因此，根據(jù)公式（1）可求得柴油機(jī)所需噴孔總面積為:

當(dāng)選用i=5孔的噴油嘴時(shí)，噴孔直徑應(yīng)為：

因此，可選用孔徑為0.27 mm、孔數(shù)為5的國產(chǎn)噴油器［4］。噴油器噴孔的夾角以及噴嘴深入汽缸的深度應(yīng)由匹配實(shí)驗(yàn)確定，它必須與燃燒、進(jìn)氣系統(tǒng)相適應(yīng)。

噴油器噴孔夾角是一個(gè)十分重要的參數(shù)，噴孔夾角太小，可能會(huì)將燃油集中噴射在燃燒室底部，此處流速較低，較難形成可燃混合氣。對(duì)于小型單缸直噴式柴油機(jī)若沒有形成足夠強(qiáng)的氣流運(yùn)動(dòng)，則使得燃油無法和空氣充分混合，造成燃燒不充分，使排放增加；噴孔錐角太大，一方面會(huì)將燃油噴入余隙內(nèi)部，余隙內(nèi)部氧氣較少，燃油無法充分燃燒，生成大量碳煙，另一方面沒有充分利用高速油束的貫穿作用，燃油不能順利的進(jìn)入燃燒室內(nèi)部容積，同樣不利于缸內(nèi)的燃燒。因此有必要對(duì)噴孔錐角作對(duì)比模擬計(jì)算。

燃油自噴嘴噴出以后，遇到缸內(nèi)溫度較高的空氣而蒸發(fā)。隨著噴油油量的不斷增加，燃油在高壓噴嘴的作用下迅速進(jìn)入氣缸，燃油油束密度較大，油束進(jìn)入氣缸的速度較快，對(duì)缸內(nèi)混合氣的形成影響較大，燃油的霧化還噴油器與燃燒室的匹配有關(guān)。在這里我們?cè)O(shè)計(jì)了三種噴油器與燃燒室的配合：A組噴孔錐角為150°，噴油器深度（噴油器頭部突出燃燒室的高度）2 mm；B組噴孔錐角140°，噴油器深度2 mm；C組噴孔錐角150°，噴油器深度3 mm.同時(shí)設(shè)定柴油機(jī)噴油提前角和持續(xù)角均為21°.

3　仿真

根據(jù)上述參數(shù)對(duì)噴油和燃燒過程進(jìn)行仿真分析。在噴霧中期（圖1）時(shí)的速度分布可以看到，射流速度很快，在噴霧射流周邊區(qū)域有形成強(qiáng)烈的切向運(yùn)動(dòng)，油束周圍有明顯的旋渦，影響了整個(gè)缸內(nèi)流場(chǎng)的分布。隨著噴霧過程的進(jìn)行，油束的切向作用擴(kuò)散到了整個(gè)燃燒室。（圖2）及360°CA時(shí)的速度矢量可以得到，燃油噴射流切向作用的影響增大，整個(gè)缸內(nèi)流場(chǎng)的流線進(jìn)一步發(fā)生變化，渦旋團(tuán)隨燃油的噴射進(jìn)行而變大。油束所產(chǎn)生的附加湍流可以達(dá)到由旋流與擠流的相互作用所產(chǎn)生的最高湍流水平。從圖2中可以看出：當(dāng)燃油噴射中期時(shí)，由于油束的速度快，油束帶動(dòng)周圍氣流向噴注方向運(yùn)動(dòng)，形成的擠流和旋流從油束的上下2個(gè)方向分別沖擊油束，在油束下部形成明顯的漩渦，增強(qiáng)了液滴顆粒與空氣的混合。壓縮行程末期，由于活塞上行，環(huán)形空間中的氣體向內(nèi)流到燃燒室，與油束相互影響，在燃燒室頂部形成了較小的渦流，室內(nèi)的混合氣流出，使其進(jìn)一步和氣缸內(nèi)的空氣混合燃燒。燃燒開始后，缸內(nèi)氣流漩渦的流動(dòng)有利于火焰向油束噴注方向傳播，也帶走了已蒸發(fā)的燃油組分，便于油束內(nèi)部的燃油顆粒的混合與蒸發(fā)。由圖1可以看出在燃油噴射中期，A組較B組能在氣缸頂部產(chǎn)生明顯渦流，這對(duì)改善采用孔數(shù)較少、孔徑較大的噴油器的短行程高速單缸柴油機(jī)的霧化很有幫助。由于噴孔離氣缸頂部較近，在圖1a中，油束上部分的渦流比較扁平。這可能使燃油蒸汽過多的附著在氣缸頂部，這種情況不利于燃燒。為了解決這個(gè)問題，考慮采用改變油嘴高度的方法。所以在這里設(shè)計(jì)了第三組（C組）噴油器與燃燒室的配合：噴孔錐角為150°，噴油器深度3 mm.如圖3所示。可以看到在348°時(shí)油束上部分的渦流變大。

圖2　360°CA缸內(nèi)流場(chǎng)速度圖

圖3　C組缸內(nèi)流場(chǎng)速度圖

燃燒室內(nèi)燃燒過程氣體流動(dòng)組織得好，可燃混合氣的形成質(zhì)量就好，壓力升高取得的峰值相應(yīng)地就比較大。由圖4可以看到A組缸內(nèi)壓力峰值略高于B組，C組略高于A組，并且三條曲線隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的趨勢(shì)是一致的。

圖4　缸內(nèi)壓力圖

圖5是軟件模擬原機(jī)計(jì)算得出的缸內(nèi)平均NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)生成變化曲線。從該圖中可以看出，上止點(diǎn)附近缸內(nèi)的NOx生成率很高，幾乎所有的NOx都是在從350°附近到390°附近這個(gè)階段生成的。這是由于隨著擴(kuò)散燃燒的進(jìn)行，缸內(nèi)的平均溫度急劇升高，因此NOx的生成量也迅速得以升高。在曲軸轉(zhuǎn)到390°之后，由于缸內(nèi)平均溫度在達(dá)到最大溫度后逐漸下降，這時(shí)NOx生成量逐漸降低。在B組中，由于沒有合理的利用環(huán)形空間流到燃燒室的氣流與油束切向力的相互作用，使得沒有利用好氣缸蓋頂部空間，燃油蒸汽霧化不均勻，產(chǎn)生了高溫富氧區(qū)，使得NOx排放較高。而C組與A組的氣流分布較為相識(shí)，但C組在氣缸頂部可利用的空間更大，這有利于燃油的霧化。如圖4所示，可以看出A組在355°CA較C組先生成NOx.在約為510°附近，基本達(dá)到了N0x的生成極限，缸內(nèi)的NOx生成量也因此基本穩(wěn)定，最終A組的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4.06×10-5，而B組的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4.85×10-5，比A組高19.5%.C組的NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.78×10-5，比A組低6.9%.在油束將燃燒室分割的上下部分產(chǎn)生的螺旋氣流使燃油蒸汽與空氣混合良好，減少了高溫區(qū)局部氧氣過濃，減少了NOx的生成。

圖5　平均NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖6為模擬計(jì)算得出的缸內(nèi)Soot平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)生成變化曲線。從圖中可以看出，在噴油后的13°（上止點(diǎn)前7°），缸內(nèi)的Soot生成量開始慢慢的增加，從363°附近由于部分燃油開始燃燒，缸內(nèi)的溫度急劇增大，部分燃油沒有與氧氣混合均勻，開始大量生成碳煙。隨后，燃燒室內(nèi)存在的渦流將油束分割，混合燃燒的產(chǎn)物又將油滴包圍，同時(shí)在高溫的情況下，混合物加速了碳煙的氧化，從而使碳煙的生成在燃燒過程中逐漸減小。到375°時(shí)，A組缸內(nèi)的碳煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到了最大，峰值為3.5×10-6.而后擴(kuò)散燃燒，由于Soot在600℃以上都能被氧化，而在1 600℃以上極易生成，故Soot一邊生成，一邊被氧化。所以形成的結(jié)果就是，從圖6可明顯看出，Soot質(zhì)量分?jǐn)?shù)大幅度下降，不過隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增加，下滑的幅度越來越小，趨于平穩(wěn)。在曲軸轉(zhuǎn)角為440°時(shí)，A組的Soot的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.83×10-6，而B組的Soot的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.1×10-6，C組的Soot的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.82×10-6.由于B組未能有效的利用環(huán)形空間流到燃燒室的氣流與油束切向力的相互作用，組織好良好的缸內(nèi)流動(dòng)，使得燃燒不完全，導(dǎo)致Soot生成量較高，排氣冒黑煙。而A的燃燒室頂部燃油蒸依附在燃燒室頂部，油膜蒸發(fā)的多，在剛開始燃燒時(shí)碳煙生成高于C組，但隨著活塞的運(yùn)動(dòng)，油膜蒸發(fā)完全，以及燃燒的擴(kuò)撒，所以在最后它們的Soot排放在440°CA時(shí)幾乎一致?？傊紵熝趸蟮呐欧胖档淖兓?guī)律是缸內(nèi)的氧化質(zhì)量和最大生成量的綜合反映。

圖6　平均碳煙質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖7曲軸轉(zhuǎn)角354°時(shí)的噴霧液滴俯視圖可以看出，燃油噴射后，油束的溫度迅速提高，油束的內(nèi)部由于燃油的濃度較高，暫時(shí)無法與空氣報(bào)好的混合，油滴也相對(duì)較大，所以溫度較低，圖中深色的油滴可以證實(shí)。油束的外部由于缸內(nèi)空氣的擾動(dòng)加速了燃油的霧化，逆時(shí)針旋流使油滴散開，油氣的混合面積增加，油滴的溫度也因此較高，如圖中淺色的油滴所示。

圖7354　°CA時(shí)的噴油霧化圖

從以上三組模型的計(jì)算結(jié)果可以看出：采用A組時(shí)，油束在缸內(nèi)擴(kuò)展的過程中，燃油蒸汽前期依附在氣缸頂面附近，然后再向周圍擴(kuò)散，蒸汽沒有充分地和燃燒室內(nèi)的空氣混合。采用C組時(shí)燃油蒸汽脫離了燃燒室頂面，在噴油初期蒸汽分布比較合理。隨著噴油油量的增加以及活塞的上行，噴射在燃燒室底部的燃油增多，但燃油在燃燒室加熱的作用下，開始蒸發(fā)，蒸汽分布情況如上圖7所示。在噴霧后期，燃油充分利用了燃燒室的形狀，較好的穿透整個(gè)燃燒室，使得燃油蒸汽和空氣充分的混合，實(shí)現(xiàn)了油氣的均勻性混合。同時(shí)，適合的油束夾角使燃油順著氣流流動(dòng)，并且在空氣的渦旋中充分與空氣混合。對(duì)比A、B、C三組的仿真數(shù)據(jù)，C組有著稍高的缸內(nèi)壓力、較低的NOx與Soot排放。另外，對(duì)比三種狀態(tài)下的流場(chǎng)分布，可知道調(diào)節(jié)噴孔錐角及噴油器深度可以影響缸內(nèi)流動(dòng)與排放。噴霧過程中，射流的剪切作用是影響缸內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)的主要因素。通過仿真分析，選擇5孔、孔徑0.27的國產(chǎn)噴油器，并且設(shè)置噴孔錐角150度、噴孔深度為3 mm是最合理的布置形式。

4　實(shí)驗(yàn)分析

實(shí)驗(yàn)在發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架上進(jìn)行，對(duì)象為一臺(tái)單缸直噴式GD190柴油機(jī)，其主要規(guī)格如表1.實(shí)驗(yàn)環(huán)境為28℃，大氣壓為99.8 KPa.

表1　GD190柴油機(jī)主要技術(shù)規(guī)格

實(shí)驗(yàn)測(cè)試裝備示意圖如圖8所示，其中采用FC2210Z智能油耗儀用來測(cè)量油耗，水力測(cè)功機(jī)用來測(cè)量柴油機(jī)的輸出扭矩，溫度傳感器及數(shù)碼顯示器測(cè)量排氣溫度。

圖8　臺(tái)架實(shí)驗(yàn)設(shè)備

5　結(jié)果分析

（1）模型的驗(yàn)證

圖9為發(fā)動(dòng)機(jī)在2 600 r/min全負(fù)荷工況條件下，缸內(nèi)壓力試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比。從圖中可以看出，盡管模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果之間存在一定的誤差，但是誤差在5%的范圍內(nèi)，從而證明模擬計(jì)算所建立的模型是可信的。

圖9　缸內(nèi)壓力對(duì)比圖

（2）排氣溫度

排氣溫度是柴油機(jī)的重要參數(shù)，通過它可了解柴油機(jī)霧化和燃燒性能的好壞。表2是臺(tái)架試驗(yàn)中我們測(cè)得的排氣溫度。

表2　不同組別在2 600 r/min全負(fù)荷下的排溫

在噴孔錐角為150°的情況下，油束將缸內(nèi)氣體分割，以及油束所產(chǎn)生的切向力使燃油蒸汽流動(dòng)與燃燒室充分配合，使燃油霧化更好，燃燒更為完全，且A組與C組的排氣溫度比B組的要低，從而降低了NOx排放，這與仿真分析是相對(duì)應(yīng)的。

6　結(jié)束語

（1）針對(duì)輕量化單缸短行程直噴柴油機(jī)冒黑煙、動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性差的問題，估算噴油嘴的噴孔大小，對(duì)噴孔錐角和噴油器的深度進(jìn)行優(yōu)化，提高了柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性和排放性能，對(duì)柴油機(jī)的改進(jìn)節(jié)約了時(shí)間與經(jīng)濟(jì)，并提供了可行的方案。

（2）通過噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化，選取90缸徑80行程單缸直噴式柴油機(jī)合適的噴也錐角為150度，噴油器深度為3 mm，可有效地組織燃燒室內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)，改善發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程。

（3）為了降低高速短行程單缸柴油機(jī)的排放，改善其動(dòng)力經(jīng)濟(jì)性，需要選取較大的噴孔錐角，合理利用環(huán)形空間中的氣體流動(dòng)，與油束切向力的相互作用。同時(shí)噴油器的深度不能太淺，以避免燃油蒸氣過多依附于燃燒室頂部，不能形成較強(qiáng)的氣流渦漩運(yùn)動(dòng)。

參考文獻(xiàn)：

［1］林學(xué)東，宋濤.車用柴油機(jī)低排放縮口燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化［J］.吉林大學(xué)學(xué)報(bào):工學(xué)版，2007，37（1）：54-59.

［2］石俊偉，張惠明，田遠(yuǎn)，等.柴油機(jī)螺旋進(jìn)氣道設(shè)計(jì)參數(shù)優(yōu)化的數(shù)值模擬研究［J］.內(nèi)燃機(jī)工程，2012，33（5）：79-86.

［3］陸海涵，韋海燕，雷杰超，等.基于穩(wěn)態(tài)流通特性的螺旋進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)靈敏度分析［J］.裝備制造技術(shù)，238（15）：18.

［4］吳承雄，楊玟.螺旋進(jìn)氣道-氣門-氣缸內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)的3維數(shù)值模擬［J］.內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，1999，17（1）:62-65.

［5］石俊偉，張惠明，田遠(yuǎn)，等.小型直噴柴油機(jī)噴射系統(tǒng)與燃燒室匹配的研窮［J］.車用發(fā)動(dòng)機(jī)，2004，（1）：11-17.

［6］李言照，程鐵仕.直噴柴油機(jī)燃燒室匹配性能研究［J］.山東內(nèi)燃機(jī)，2001，（6）：20-25.

［7］吳曉鍵，居鈺生.直噴柴油機(jī)噴油系統(tǒng)參數(shù)的合理選擇與匹配［J］.內(nèi)燃機(jī)燃油噴射和控制，2000，（3）：32-35.

Study on Matching of Injector and Combustion System for Single Cylinder Direct Injection Diesel Engine with Lightweight and Short Stroke

WEI Hai-yan1，YANG Geng1，HE Ran2，ZHOU Xiao-rong1
（1.College of Mechanical Engineering，Gangxi University，Nanning 530004，China；2.Gui Gang Power Co.Ltd，Gangxi，Gui Gang 537100，China）

Abstract：In order to improve performance of the short stroke of high-speed single cylinder diesel engine，a 3D dynamic CFD model was established，and the CFD simulation was carried out in it.The influence of installation depth of the injector and the angle of the fuel beam on the air flow in the cylinder are analyzed.The simulated results showed that the air flow in the annular space flows inward to the combustion chamber，and the tangential force of the fuel beam is interacting with each other after the fuel injection starting.When the angle of the fuel beam is large，a clear vortex is formed at the upper part of the fuel beam.Below the fuel beam，the vortex flow driven by fuel beam was essential flow type.

Key words：direct Injection single cylinder diesel engine；injector；combustion system

中圖分類號(hào)：TK422

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1672-545X（2016）03-0012-05

收稿日期：2015-12-30

基金項(xiàng)目：廣西工信委資助項(xiàng)目“GD190（直噴）型柴油發(fā)動(dòng)機(jī)新產(chǎn)品合作開發(fā)”（編號(hào)：20130673）；廣西制造系統(tǒng)與先進(jìn)制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目（編號(hào)：14-045-15S03）。

作者簡介：韋海燕（1963-），女，廣西南寧人，博士，副教授，研究方向：機(jī)械制造；楊耿（1990-），男，湖北省武漢人，碩士研究生。