牛燕華,魏民祥，吳偉建，季昊成

(1.南京航空航天大學 能源與動力學院， 南京 210016;2.中山陵園管理局辦公室， 南京 210000)

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二沖程缸內(nèi)直噴發(fā)動機燃燒室設計

牛燕華1,魏民祥1，吳偉建2，季昊成1

(1.南京航空航天大學 能源與動力學院， 南京 210016;2.中山陵園管理局辦公室， 南京 210000)

采用三維實體建模軟件UG對某二沖程發(fā)動機的燃燒室進行直噴化設計，并利用三維CFD仿真軟件Fluent對直噴燃燒室的缸內(nèi)流場和混合氣形成進行CFD仿真與分析，仿真計算從發(fā)動機上止點(0°CA)開始計算。分析結果表明：錐形燃燒室掃氣效率較低，在燃燒室頂部的廢氣殘余較高，偏置和完全對稱的拱形燃燒室掃氣效率相近，由于廢氣堆積較集中，不利于燃燒的傳播；選擇完全對稱的拱形燃燒室來研究噴油正時對混合氣形成的影響，在轉速1 600 r/min、節(jié)氣門開度10%的工況下，噴油正時在70°～90°CA，BTDC可以在火花塞附近形成較濃混合氣，遠離火花塞形成較稀的混合氣；在轉速5 000 r/min、節(jié)氣門開度100%的工況下，噴油正時在200°～220°CA，ATDC可以形成較均勻的混合氣。

燃燒室；缸內(nèi)流場；噴油定時；分層混合氣；均質混合氣

二沖程發(fā)動機沒有復雜的氣門結構，具有結構簡單、機械損失小、制造成本低、功重比高以及便于維修等優(yōu)點，被人們廣泛應用在雪地車、小型飛機、直升機上[1]。但隨著能源危機的出現(xiàn)和排放法規(guī)的逐漸嚴格，在使用二沖程發(fā)動機時又要考慮燃油經(jīng)濟性和排放的影響。

采用缸內(nèi)直噴技術，可以通過對燃油噴射時刻的控制，使得燃油在排氣口關閉后再噴入氣缸內(nèi)。這樣掃氣過程中實際使用的是純空氣掃氣，避免了二沖程進氣道噴射發(fā)動機在掃氣過程中存在的燃油短路損失與過后排氣損失，大大增強了二沖程發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性與排放性能[2]，使得二沖程發(fā)動機不僅能充分發(fā)揮其高功重比的特點，而且具有較好的燃油經(jīng)濟性及排放性能。同時，缸內(nèi)直噴的方式使得燃油在氣缸內(nèi)吸熱蒸發(fā)，降低了缸內(nèi)環(huán)境溫度與爆震趨勢，可采用較大壓縮比和提高熱效率以提升發(fā)動機動力性能。

CFD的應用可以更好地預測發(fā)動機的性能，在短時間內(nèi)進行廣泛的變參數(shù)研究，揭示試驗中沒有測量或無法測量的物理量和信息量，指明參數(shù)的調(diào)整方向，從而減少試驗工作量、縮短調(diào)試周期、降低開發(fā)成本、提高開發(fā)效率，為控制系統(tǒng)的設計、控制策略的研究和驗證提供強有力的理論依據(jù)。

本文對某二沖程進氣道噴射發(fā)動機進行UG建模，并設計缸內(nèi)直噴燃燒室形狀，通過CFD-Fluent軟件對缸內(nèi)流場分析確定最優(yōu)燃燒室，且對設計的最優(yōu)燃燒室缸內(nèi)進行混合氣形成分析。

1 模型的建立與驗證

1.1 原型機選擇

本文以某二沖程汽油發(fā)動機為原型機，其主要參數(shù)如表1所示。

表1 原型機主要幾何參數(shù)

本文利用UG軟件繪出發(fā)動機結構圖，并通過抽殼得到流體區(qū)域(原機缸體和缸蓋)三維圖，如圖1所示，圖中展示了xOy截面和yOz界面的位置。從圖中可以看出:原機為軸對稱結構，目的是為了提高曲軸箱掃氣，有3個掃氣道，包括2個主掃氣道、1個后掃氣道。點火采用的是雙火花塞對稱布置方式，是為了實現(xiàn)更穩(wěn)定的點火，縮短了燃燒室內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ臅r間，實現(xiàn)全域范圍內(nèi)的急速燃燒。原機燃燒室的高度為15 mm，將流體區(qū)域模型以CATIA4形式導入CFD-ICEM中進行網(wǎng)格和流體區(qū)域劃分。

圖1 缸體三維結構

由于經(jīng)費和研究時間的限制，在進行發(fā)動機缸內(nèi)直噴改造時盡量減少對原型機的改動。借鑒外國經(jīng)驗[3]，二沖程進氣道發(fā)動機缸內(nèi)直噴化改造的基本思路是只改動原型機的缸蓋結構，保持缸體結構不變，主要改變?nèi)紵腋叨群腿紵倚螤?，既要滿足壓縮比不變，也要符合直噴燃燒室的基本設計要求。

本文考慮在原型機燃燒室改造上采用拱形結構燃燒室，活塞繼續(xù)采用原機的平頂活塞，并遵守以下準則[4-6]：

1) 保證燃燒系統(tǒng)的掃氣效率基本保持不變；

2) 燃燒系統(tǒng)同樣采用雙火花塞布置，并且分別布置于排氣道一側和排氣道對側；

3) 在火花塞附近形成可點燃混合氣。

燃燒室是燃油噴入、燃油與空氣混合的地方，對缸內(nèi)氣流運動、混合氣的形成、燃燒過程有著決定性的影響，因此燃燒室對混合氣質量的改善十分重要。合理的燃燒室結構有利于改善燃燒情況、提高燃燒效率、降低排放。根據(jù)課題組討論和文獻查閱，設計如圖2所示3種不同類型的燃燒室。3種方案采用了不同的引導方式，表2為不同燃燒室的基本參數(shù)。

1.2 計算方法及條件

在CFD-ICEM中進行網(wǎng)格劃分，在劃分網(wǎng)格時采用非結構網(wǎng)格。若采用結構網(wǎng)格，則分塊比較困難，自適應差，在Fluent計算中容易出現(xiàn)發(fā)散現(xiàn)象，而且非結構網(wǎng)格對幾何模型的適應性好，可以對復雜區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，劃分也較簡單。同時考慮活塞的上下剛體運動，在底面上拉伸出一層網(wǎng)格，這層網(wǎng)格即三棱柱網(wǎng)格，在Fluent設置動網(wǎng)格中，將采用網(wǎng)格拉伸的方法處理動網(wǎng)格，能夠保證網(wǎng)格質量、加快計算速度與精度。圖3為建立的活塞頂三棱柱網(wǎng)格模型。

圖2 不同燃燒室形狀 表2 燃燒室的基本參數(shù)

燃燒室高度/mm氣流方式原機15XX中心對稱A26氣流引導偏置對稱B23氣流引導錐形C33噴霧引導

圖3 三棱柱網(wǎng)格

二沖程汽油機氣口處的流動是非穩(wěn)態(tài)的，因而僅僅對氣缸部分的模擬是不夠的，掃氣口、排氣口處的流速的大小和方向對二沖程汽油機的掃氣過程乃至直噴式汽油機的油氣混合過程的影響很大。本文將掃、排氣道及氣缸組成的整體進行數(shù)值模擬，用掃氣箱壓力作為邊界條件[4]，圖4為由GT-power提供的曲軸箱壓力曲線。對于壓力出口，采用排氣道的平均壓力進行計算。

圖4 進氣口壓力邊界

任何一個具體的物理過程必須給出正確的初始值，方程才有定解。初始條件的確定是控制方程有確定解的先決條件，控制方程與相應的初始條件構成是對一個物理過程完整的數(shù)學描述。缸內(nèi)的廢氣成分作為CFD計算條件，是本文用于評價掃氣效率的標準。計算中假設發(fā)動機處于冷態(tài)倒拖狀態(tài)，混合氣由CO2、H2O和N2組成，將混合氣看成理想氣體，根據(jù)組分守恒對缸內(nèi)的初始條件的質量分數(shù)進行設置。表3為由進氣道發(fā)動機在工作過程中一維模擬計算結果所獲得的初始溫度、初始壓力以及缸內(nèi)各組分初始條件。

表3 缸內(nèi)初始溫度、壓力和各組分初始條件

2 不同燃燒室缸內(nèi)流場比較

二沖程發(fā)動機換氣性能的高低決定了缸內(nèi)可參與燃燒的新鮮氣體數(shù)量，因此燃燒室形狀設計的重點是能夠形成合理氣流運動和高的掃氣效率。本文主要通過CFD的方法分析缸內(nèi)流場來評判燃燒室方案的優(yōu)劣。在發(fā)動機轉速為3 000 r/min 時分析以下3個指標[6]：① 速度矢量分布；② 殘余廢氣(CO2)分布；③ 掃氣效率及充氣效率的大小。CO2的分布狀況和掃氣效率的大小將直接反映缸內(nèi)掃氣效果的好壞，而速度矢量的分布則反映了缸內(nèi)的流場狀況，能夠解釋導致掃氣好壞的原因。在發(fā)動機上止點以前以自由排氣為主，燃燒室形狀影響很小，在模擬時從發(fā)動機上止點(0°CA)開始計算，分別對180°CA、243°CA、340°CA時缸內(nèi)的速度場和CO2含量分布進行了仿真分析。

2.1 不同燃燒室缸內(nèi)速度分布研究

表4為不同曲軸轉角時不同的燃燒室情況下缸內(nèi)速度場的分布情況?？梢?種燃燒室內(nèi)都形成了較強的滾流運動，這是由于掃氣道總的流通面積小，來自2個主掃氣道的氣流在氣缸中心平面(y=0)強烈撞擊后產(chǎn)生的向上和向下的氣流速度，有助于掃氣初期在氣缸內(nèi)形成的高速氣流運動，幫助液滴擴散得更廣。同時，由于后掃氣口上側氣缸壁上新鮮空氣的攔阻和集結，一部分掃氣氣流開始發(fā)生短路損失，短路氣流直接在掃氣口和排氣口之間流動，會導致掃氣效率降低；另一部分掃氣氣流在缸內(nèi)匯集后，軸向表現(xiàn)為逆向上偏轉而形成的“回流”，徑向表現(xiàn)為與廢氣混合而形成的“環(huán)渦”。

對比分析見3種燃燒室在曲軸轉角180°CA時，都是從主、后掃氣口來的新鮮掃氣氣流以射流形式進入氣缸，與缸內(nèi)周向氣體混合，并同時將缸內(nèi)以軸為中心的廢氣團以環(huán)抱的方式推擠向排氣口而進入排氣道，此時的缸內(nèi)氣流主要受氣道形狀影響。在243°CA時，在掃氣過程中“環(huán)渦”的位置出現(xiàn)改變，方案A和方案B都出現(xiàn)了缸內(nèi)氣流上移，遠離排氣口，增加了新鮮氣流與廢氣的混合，而方案C出現(xiàn)帶狀渦流，不利于廢氣的排出，也可以看出方案A和方案B的xOy截面軸向速度小，短路時間減小，在一定程度上可以減少新鮮充量的損失。同時，活塞從180°CA運轉到243°CA時，缸內(nèi)的氣流由于活塞的壓縮和對稱滾流的碰撞作用，使3種燃燒室都在排氣口附近產(chǎn)生了相似的2個小渦流。

表4 不同燃燒室缸內(nèi)速度場分布

對比分析表明：在340°CA(點火提前角附近)時，缸內(nèi)螺旋形渦(即滾流)的基本結構并沒有太大改變，但由于在活塞壓縮的作用下氣體之間的作用能量消耗以及大滾流不斷破碎使流速減小，此時缸內(nèi)的氣流運動主要受燃燒室形狀的影響，燃燒室形狀不同，在xOy截面和yOz截面上的速度強度分布則有所差別。xOy截面方案A和方案B速度較均勻，yOz截面上原機在活塞的運動和缸內(nèi)流場的作用下在活塞底部形成較強的速度場，而方案A和方案B由于壁面的阻擋和引導作用在火花塞附近形成較大的速度場，有助于混合氣的形成和火焰的轉播。

2.2 不同燃燒室缸內(nèi)CO2分布研究

表5為不同曲軸轉角時3種燃燒室缸內(nèi)廢氣分布情況。3種燃燒室隨曲軸轉角變化的基本規(guī)律相同，都滿足以下2個方面：① 到曲軸轉角 180°ATDC時，排氣道內(nèi)的廢氣濃度明顯比初始缸內(nèi)的CO2濃度低，說明有新鮮充量沿著缸壁運動至排氣口附近后直接從排氣道排出，形成短路，此時氣缸內(nèi)整體流速很高，掃氣口和排氣口附近是速度最高的區(qū)域，掃氣側廢氣在缸內(nèi)氣流的帶動下，聚集在排氣口附近，形成較濃的CO2區(qū)域，排氣口處的廢氣首先被排出；② 當活塞上行時，缸內(nèi)壓力和掃氣道的壓差進一步減小，進氣流速逐漸降低，隨后掃氣口先被關閉，新鮮充量停止進入氣缸，但缸內(nèi)充量在壓差和氣體流動慣性的作用下繼續(xù)進行排氣，直至排氣口被完全關閉，缸內(nèi)剩余的廢氣在滾流運動的作用下逐步從氣缸左部聚集到氣缸右下部。

續(xù)表(表5)

對比分析原機、方案A、方案B和方案C在243°CA缸內(nèi)的CO2質量分數(shù)分布，結果表明：在yOz截面上，因為缸內(nèi)形成的以氣缸軸線為中心的滾流運動會與氣缸壁發(fā)生碰撞，使壁面處氣流速度較強，氣缸中心區(qū)域流速較低，降低了下止點至活塞頂部范圍內(nèi)的掃氣效果，使活塞頂中心位置有較多的殘余廢氣。但是三者分布有所不同，方案A和方案B因為“環(huán)流”出現(xiàn)，使其缸內(nèi)的廢氣位置與原機有所不同。在xOy截面，原機和方案B在排氣口上方廢氣濃度較高，因為由活塞運動與缸內(nèi)氣流形成的渦流使氣體難以擴散，使其濃度增加，而方案C因為活塞頂面積區(qū)域小，滾流掃氣很難將活塞頂上方廢氣排出，使活塞頂部廢氣濃度降低。

對比分析原機、方案A和方案B在340°CA缸內(nèi)的CO2質量分數(shù)分布，結果表明：在yOz截面上，均為掃氣側廢氣濃度較高，排氣側較低，因為缸內(nèi)的逆時針滾流存在，帶動廢氣運動，在點火附近時刻左側廢氣濃度高。方案B在原機的位置建立燃燒室，缸內(nèi)的廢氣分布相似；方案A缸內(nèi)的廢氣濃度相對較低；方案C堆積在缸頭的廢氣擴散，使掃氣側的廢氣濃度高。

2.3 不同燃燒室缸內(nèi)掃氣效率研究

掃氣效率是指在一個工作循環(huán)中，當掃氣口、排氣口全部關閉后，留在氣缸內(nèi)的新鮮充量m1與此時氣缸內(nèi)氣體總量之間的質量比值，即：

(1)

Fluent中計算出缸內(nèi)的新鮮充量和缸內(nèi)氣體總量，具體數(shù)值如表6所示。

表6 3 000 r/min不同燃燒室缸內(nèi)氣體仿真結果

綜上分析，通過研究對比原型結構與3種改進結構的缸內(nèi)速度流場、殘余廢氣分布、掃氣效率可知：在掃氣口以及其他的設計參數(shù)不變的情況下，噴霧引導性方案C雖然有助于小負荷工況下分層混合氣的形成，但掃氣效率較低，不予考慮；方案A與方案B掃氣效率和原機型幾乎相同，但方案B殘留廢氣較為集中且濃度較高，會對之后的燃燒過程產(chǎn)生不利影響，因此方案A更利于發(fā)動機掃氣過程的進行，所以本文選擇方案A作為缸內(nèi)直噴的模型。

3 新型燃燒室內(nèi)混合氣形成研究

本文通過節(jié)氣門開度表示發(fā)動機負荷：節(jié)氣門開度小于30%時為小負荷工況；節(jié)氣門開度大于70%則為大負荷工況。采用缸內(nèi)直噴技術時，小負荷工況采用分層混合氣模式，而發(fā)動機分層混合氣模式的成功實現(xiàn)主要需要滿足以下2個條件[7-8]：① 在火花塞周圍形成可點燃的混合氣，即根據(jù)直噴發(fā)動機的工況要求，通過適當?shù)膰娪筒呗?，在火花塞周圍形成濃度在理論空燃比附近的可燃混合氣；?缸內(nèi)混合氣濃度滿足火焰?zhèn)鞑ヒ?，即混合氣濃度從火花塞處開始向外逐漸變稀，而且遠離火花塞處的混合氣不能過稀，防止火焰淬熄現(xiàn)象的發(fā)生。

本文采用E-TEC噴油器，且設定噴油壓力為5 MPa，根據(jù)噴油器與燃燒室的匹配關系，采用噴油角度為逆向掃氣口方向15°。對發(fā)動機小負荷工況及大負荷工況時的混合氣形成情況進行了仿真研究。

3.1 小負荷混合氣形成研究

本小節(jié)選擇在轉速為1 600 r/min、節(jié)氣門開度9%時分別仿真分析噴油定時為70°CA BTDC、90°CA BTDC、110 °CA BTDC時刻缸內(nèi)混合氣的形成。

表7為不同噴油定時下xOy截面和yOz截面的缸內(nèi)速度矢量分布隨曲軸轉角的變化情況。渦流是在進氣過程中形成的有組織的繞氣缸軸線的氣流運動，噴油定時110°CA BTDC在270°CAyOz截面上形成極大的速度場，主要是因為噴射的燃油帶有較大的速度動能，并且與活塞相撞后形成向上的速度矢量。從xOy截面可以看出：噴出的高能燃油改變了缸內(nèi)的流場變化，使缸內(nèi)的速度矢量增加，而且噴出的燃油在xOy截面上與缸內(nèi)氣流形成渦流，有助于燃油的蒸發(fā)擴散?；钊闲校加团c缸內(nèi)氣流在xOy截面中間位置形成的渦流破碎成小渦，在上行過程中滾流一直存在，在xOy截面上形成對稱的渦流。噴油正時90°CA BTDC 和70°CA BTDC變化情況與上述相同。對比分析發(fā)現(xiàn)：噴油越晚，在340°CA時刻，yOz截面上的速度矢量越大，而且xOy截面渦流區(qū)域小，這是因為燃油給缸內(nèi)流場帶有的高能還未完全消耗。

表8為不同噴油定時下xOy截面和yOz截面的燃油分布隨曲軸轉角變化的情況。從圖中可以看出：噴油越早，缸內(nèi)的混合氣越均勻，部分燃油被掃氣道掃出；噴油較晚，油束隨曲軸轉角的發(fā)展相對滯后，大部分噴射的燃油至活塞頂部形成油膜，使燃燒惡化。在300°CA，不同時刻的噴油正時油束與活塞頂出現(xiàn)不同程度的碰壁，并在滾流作用下，燃油被堆積在yOz截面左側。隨著活塞上行，燃油進一步蒸發(fā)霧化，在340°CA，噴油定時90°CA BTDC和110°CA BTDC在缸內(nèi)排氣側端火花塞燃油濃度高，而遠離火花塞區(qū)域濃度較低，形成均勻的分層稀燃；而噴油定時70°CA BTDC掃氣側火花塞燃油濃度過濃，排氣側火花塞燃油濃度過稀，不易點燃。因此，在1 600 r/min、節(jié)氣門開度為9%時為了形成分層混合氣，噴油器應在110°～90°CA BTDC噴射。

3.2 大負荷混合氣形成研究

在大負荷工況下采取均質當量比混合氣燃燒模式。均質當量比混合氣燃燒模式能夠成功實現(xiàn)的關鍵[8-10]是：在火花塞點火之前，缸內(nèi)形成較均勻的混合氣。在轉速5 000 r/min、節(jié)氣門開度100%時，分別仿真分析噴油定時為180°CA ATDC、200°CA ATDC和220 °CA ATDC時刻缸內(nèi)混合氣的形成。

表7 不同噴油定時缸內(nèi)速度矢量分布

表8 不同噴油定時下燃油分布

表9為不同噴油定時下yOz截面和xOy截面上缸內(nèi)速度矢量的分布情況。隨著活塞上行，缸內(nèi)的氣流強度變?nèi)?，噴油參?shù)對缸內(nèi)的氣流影響更大，噴油正時220°CA ATDC在300°CA時，缸內(nèi)的氣流較弱，不能及時將高能的燃油吹散，與活塞相撞，在左下方形成大的速度場，而噴油正時180°CA ATDC和200°CA ATDC噴出的燃油在滾流作用下已經(jīng)擴散，形成均勻的缸內(nèi)氣流。隨著活塞繼續(xù)上行，噴油持續(xù)期內(nèi)產(chǎn)生的渦流破碎，在340°CA時，由噴油帶來的缸內(nèi)速度變化基本消失。同時，可以看出噴油所產(chǎn)生的氣流破壞了原來氣缸內(nèi)的掃氣氣流運動，隨噴油定時的提早，燃油所帶的能量消耗較少，最終缸內(nèi)的速度較大。

表10為不同噴油定時下yOz截面和xOy截面上缸內(nèi)燃油分布隨曲軸轉角的分布情況。從圖中可以看出：yOz截面右上側的高速度矢量分布與圖中燃油分布區(qū)域基本重合，燃油主要順著噴油方向分布與擴散，隨著活塞上行，燃油在缸內(nèi)氣流作用下向氣缸頂部及xOy截面的左上角擴散，使缸內(nèi)燃油由質量較高的區(qū)域向氣缸頂部移動。

對比分析可見，不同噴油定時對燃油分布隨曲軸轉角的變化趨勢相同。從圖中在yOz和xOy截面上燃油分布可以看出，噴油越早混合氣分布越均勻，燃油質量分數(shù)越小，說明從排氣道排出的燃油就越多。另外，噴油越晚，在點火時刻(340°CA)時yOz截面左下角位置燃油分布越多，產(chǎn)生燃油堆積，由于燃油噴射時間比較晚，活塞接近上止點，缸內(nèi)的湍流能量較弱，加上活塞運動速度快，導致燃油來不及傳播堆積在活塞頂部，在yOz截面左下側形成較濃的混合氣，可見噴油過晚會使空氣和燃油的混合時間大大縮小，導致燃油以液滴的形式存在形成堆積。在噴油正時200°CAATDC，缸內(nèi)的混合氣較均勻，且在排氣側的火花塞附近濃度稍濃有助于火花塞的點燃。

表9 不同噴油定時下缸內(nèi)速度矢量的分布

對比分析不同噴油定時下xOy截面的燃油質量分數(shù)分布可以發(fā)現(xiàn)：噴油定時為220°CA ATDC時，xOy截面左側聚集了較濃的燃油，與yOz截面燃油分布相對應；噴油定時為200°CA ATDC時，xOy截面上燃油分布較均勻，與yOz截面燃油分布原因相同，在此不做重復解釋；噴油定時為180°CA ATDC 時，雖然在點火時刻缸內(nèi)燃油濃度分布比較均勻，但是由于噴油過早很大部分燃油隨掃氣氣流排出，使燃油濃度過稀，達不到點火極限。因此，為避免燃油損失及當量比分布的過分集中，需要選擇恰當?shù)膰娪投〞r。根據(jù)對以上的對比分析可知：在轉速5 000 r/min、節(jié)氣門全開時，能夠形成均勻混合氣的噴油正時在200°～220°CA ATDC附近。因此，在大負荷工況時為保證動力輸出，采用均質當量比混合氣，在轉速為5 000 r/min時噴油器應在200°～220°CA ATDC噴射燃油。

4 結論

1) 對設計的燃燒室進行仿真建模，并通過對缸內(nèi)速度矢量，混合氣分布以及掃氣效率進行分析，得出方案C錐形燃燒室掃氣效率比原型機低，方案A和方案B掃氣效率雖然都與原型機相近，但是由于方案B廢氣濃度較集中，不利火焰?zhèn)鞑?，方案A為最優(yōu)選擇。

2) 在1 600 r/min、節(jié)氣門開度9%工況時，進行不同的噴油定時對缸內(nèi)混合氣進行研究，得出噴油定時在90°～110°CA BTDC左右可以得到排氣側火花塞處較濃、遠離火花塞較稀的混合氣。

3) 在5 000 r/min、節(jié)氣門開度100%工況時，進行不同的噴油定時對缸內(nèi)混合氣進行研究，得出噴油定時在200°～220°CA ATDC最優(yōu)，可以得到均勻混合氣，而且排氣側的火花塞起點燃作用。

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(責任編輯 陳 艷)

Combustion Chamber Design of Two-Stroke GDI Engine

NIU Yan-hua1, WEI Min-xiang1, WU Wei-jian2, JI Hao-cheng1

(1.College of Energy and Power Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China; 2.Administration Office of Zhongshan Cemetery, Nanjing 210000, China)

Using three-dimensional solid modeling software UG, the two stroke GDI engine’s combustion chamber was carried out, and using the three-dimensional CFD simulation software Fluent, the flow field and mixture formation of the GDI combustion chamber were simulated and analyzed. Taking the top dead center (0° CA) as the simulation beginning, the results show that: the scavenging efficiency of the tapered chamber is low, and the exhaust gas residual at the top of the combustion chamber is higher, but as the bias combustion exhaust gas accumulation, it is conductive to the spread of combustion; and the effect of injection timing on the mixture formation was studied on the completely symmetrical arch chamber, and at the speed of 1 000 r/min, the throttle position 10% condition, and when the injection timing from 70°CA to 90°CA, rich mixture can be formed near the spark plug and thin mixture can be formed away from spark plug; At the speed of 6 000 r/min, throttle position 100% condition, and when the injection timing 200°CA to 220°CA, a homogeneous mixture can be formed in the cylinder.

combustion chamber; flow in the cylinder; injection timing; layered mixture; homogeneous mixture

2016-11-28

江蘇省研究生科研創(chuàng)新基金資助項目(KYLX15-0262)

牛燕華(1988—)，女，山東人，碩士研究生，主要從事內(nèi)燃機仿真與控制研究，E-mail：1043133315@qq.com。

牛燕華,魏民祥，吳偉建，等.二沖程缸內(nèi)直噴發(fā)動機燃燒室設計[J].重慶理工大學學報(自然科學)，2017(4):64-75.

format：NIU Yan-hua, WEI Min-xiang, WU Wei-jian,et al.Combustion Chamber Design of Two-Stroke GDI Engine[J].Journal of Chongqing University of Technology(Natural Science)，2017(4):64-75.

10.3969/j.issn.1674-8425(z).2017.04.011

V234；TK417

A

1674-8425(2017)04-0064-12