二沖程缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)

牛燕華,魏民祥，吳偉建，季昊成

(1.南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)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(dòng)機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)

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(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院， 南京 210016;2.中山陵園管理局辦公室， 南京 210000)

采用三維實(shí)體建模軟件UG對(duì)某二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室進(jìn)行直噴化設(shè)計(jì)，并利用三維CFD仿真軟件Fluent對(duì)直噴燃燒室的缸內(nèi)流場和混合氣形成進(jìn)行CFD仿真與分析，仿真計(jì)算從發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)(0°CA)開始計(jì)算。分析結(jié)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(duì)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(duì)稱的拱形燃燒室來研究噴油正時(shí)對(duì)混合氣形成的影響，在轉(zhuǎn)速1 600 r/min、節(jié)氣門開度10%的工況下，噴油正時(shí)在70°～90°CA，BTDC可以在火花塞附近形成較濃混合氣，遠(yuǎn)離火花塞形成較稀的混合氣；在轉(zhuǎn)速5 000 r/min、節(jié)氣門開度100%的工況下，噴油正時(shí)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(shí)；分層混合氣；均質(zhì)混合氣

二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)沒有復(fù)雜的氣門結(jié)構(gòu)，具有結(jié)構(gòu)簡單、機(jī)械損失小、制造成本低、功重比高以及便于維修等優(yōu)點(diǎn)，被人們廣泛應(yīng)用在雪地車、小型飛機(jī)、直升機(jī)上[1]。但隨著能源危機(jī)的出現(xiàn)和排放法規(guī)的逐漸嚴(yán)格，在使用二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)又要考慮燃油經(jīng)濟(jì)性和排放的影響。

采用缸內(nèi)直噴技術(shù)，可以通過對(duì)燃油噴射時(shí)刻的控制，使得燃油在排氣口關(guān)閉后再噴入氣缸內(nèi)。這樣掃氣過程中實(shí)際使用的是純空氣掃氣，避免了二沖程進(jìn)氣道噴射發(fā)動(dòng)機(jī)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(qiáng)了二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性與排放性能[2]，使得二沖程發(fā)動(dòng)機(jī)不僅能充分發(fā)揮其高功重比的特點(diǎn)，而且具有較好的燃油經(jīng)濟(jì)性及排放性能。同時(shí)，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(dòng)機(jī)動(dòng)力性能。

CFD的應(yīng)用可以更好地預(yù)測發(fā)動(dòng)機(jī)的性能，在短時(shí)間內(nèi)進(jìn)行廣泛的變參數(shù)研究，揭示試驗(yàn)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(yàn)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(shè)計(jì)、控制策略的研究和驗(yàn)證提供強(qiáng)有力的理論依據(jù)。

本文對(duì)某二沖程進(jìn)氣道噴射發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行UG建模，并設(shè)計(jì)缸內(nèi)直噴燃燒室形狀，通過CFD-Fluent軟件對(duì)缸內(nèi)流場分析確定最優(yōu)燃燒室，且對(duì)設(shè)計(jì)的最優(yōu)燃燒室缸內(nèi)進(jìn)行混合氣形成分析。

1 模型的建立與驗(yàn)證

1.1 原型機(jī)選擇

本文以某二沖程汽油發(fā)動(dòng)機(jī)為原型機(jī)，其主要參數(shù)如表1所示。

表1 原型機(jī)主要幾何參數(shù)

本文利用UG軟件繪出發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)圖，并通過抽殼得到流體區(qū)域(原機(jī)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(jī)為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，目的是為了提高曲軸箱掃氣，有3個(gè)掃氣道，包括2個(gè)主掃氣道、1個(gè)后掃氣道。點(diǎn)火采用的是雙火花塞對(duì)稱布置方式，是為了實(shí)現(xiàn)更穩(wěn)定的點(diǎn)火，縮短了燃燒室內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ臅r(shí)間，實(shí)現(xiàn)全域范圍內(nèi)的急速燃燒。原機(jī)燃燒室的高度為15 mm，將流體區(qū)域模型以CATIA4形式導(dǎo)入CFD-ICEM中進(jìn)行網(wǎng)格和流體區(qū)域劃分。

圖1 缸體三維結(jié)構(gòu)

由于經(jīng)費(fèi)和研究時(shí)間的限制，在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)直噴改造時(shí)盡量減少對(duì)原型機(jī)的改動(dòng)。借鑒外國經(jīng)驗(yàn)[3]，二沖程進(jìn)氣道發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)直噴化改造的基本思路是只改動(dòng)原型機(jī)的缸蓋結(jié)構(gòu)，保持缸體結(jié)構(gòu)不變，主要改變?nèi)紵腋叨群腿紵倚螤睿纫獫M足壓縮比不變，也要符合直噴燃燒室的基本設(shè)計(jì)要求。

本文考慮在原型機(jī)燃燒室改造上采用拱形結(jié)構(gòu)燃燒室，活塞繼續(xù)采用原機(jī)的平頂活塞，并遵守以下準(zhǔn)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(cè)和排氣道對(duì)側(cè)；

3) 在火花塞附近形成可點(diǎn)燃混合氣。

燃燒室是燃油噴入、燃油與空氣混合的地方，對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)、混合氣的形成、燃燒過程有著決定性的影響，因此燃燒室對(duì)混合氣質(zhì)量的改善十分重要。合理的燃燒室結(jié)構(gòu)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(xiàn)查閱，設(shè)計(jì)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(dǎo)方式，表2為不同燃燒室的基本參數(shù)。

1.2 計(jì)算方法及條件

在CFD-ICEM中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在劃分網(wǎng)格時(shí)采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。若采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，則分塊比較困難，自適應(yīng)差，在Fluent計(jì)算中容易出現(xiàn)發(fā)散現(xiàn)象，而且非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)幾何模型的適應(yīng)性好，可以對(duì)復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分也較簡單。同時(shí)考慮活塞的上下剛體運(yùn)動(dòng)，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(shè)置動(dòng)網(wǎng)格中，將采用網(wǎng)格拉伸的方法處理動(dòng)網(wǎng)格，能夠保證網(wǎng)格質(zhì)量、加快計(jì)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(jī)15XX中心對(duì)稱A26氣流引導(dǎo)偏置對(duì)稱B23氣流引導(dǎo)錐形C33噴霧引導(dǎo)

圖3 三棱柱網(wǎng)格

二沖程汽油機(jī)氣口處的流動(dòng)是非穩(wěn)態(tài)的，因而僅僅對(duì)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?qū)Χ_程汽油機(jī)的掃氣過程乃至直噴式汽油機(jī)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(jìn)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(duì)于壓力出口，采用排氣道的平均壓力進(jìn)行計(jì)算。

圖4 進(jìn)氣口壓力邊界

任何一個(gè)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(yīng)的初始條件構(gòu)成是對(duì)一個(gè)物理過程完整的數(shù)學(xué)描述。缸內(nèi)的廢氣成分作為CFD計(jì)算條件，是本文用于評(píng)價(jià)掃氣效率的標(biāo)準(zhǔn)。計(jì)算中假設(shè)發(fā)動(dòng)機(jī)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(duì)缸內(nèi)的初始條件的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行設(shè)置。表3為由進(jìn)氣道發(fā)動(dòng)機(jī)在工作過程中一維模擬計(jì)算結(jié)果所獲得的初始溫度、初始?jí)毫σ约案變?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(dòng)機(jī)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(shè)計(jì)的重點(diǎn)是能夠形成合理氣流運(yùn)動(dòng)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(píng)判燃燒室方案的優(yōu)劣。在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min 時(shí)分析以下3個(gè)指標(biāo)[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(dǎo)致掃氣好壞的原因。在發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)以前以自由排氣為主，燃燒室形狀影響很小，在模擬時(shí)從發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)(0°CA)開始計(jì)算，分別對(duì)180°CA、243°CA、340°CA時(shí)缸內(nèi)的速度場和CO2含量分布進(jìn)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(zhuǎn)角時(shí)不同的燃燒室情況下缸內(nèi)速度場的分布情況。可見3種燃燒室內(nèi)都形成了較強(qiáng)的滾流運(yùn)動(dòng)，這是由于掃氣道總的流通面積小，來自2個(gè)主掃氣道的氣流在氣缸中心平面(y=0)強(qiáng)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(yùn)動(dòng)，幫助液滴擴(kuò)散得更廣。同時(shí)，由于后掃氣口上側(cè)氣缸壁上新鮮空氣的攔阻和集結(jié)，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(dòng)，會(huì)導(dǎo)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(zhuǎn)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(duì)比分析見3種燃燒室在曲軸轉(zhuǎn)角180°CA時(shí)，都是從主、后掃氣口來的新鮮掃氣氣流以射流形式進(jìn)入氣缸，與缸內(nèi)周向氣體混合，并同時(shí)將缸內(nèi)以軸為中心的廢氣團(tuán)以環(huán)抱的方式推擠向排氣口而進(jìn)入排氣道，此時(shí)的缸內(nèi)氣流主要受氣道形狀影響。在243°CA時(shí)，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(yuǎn)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(shí)間減小，在一定程度上可以減少新鮮充量的損失。同時(shí)，活塞從180°CA運(yùn)轉(zhuǎn)到243°CA時(shí)，缸內(nèi)的氣流由于活塞的壓縮和對(duì)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(gè)小渦流。

表4 不同燃燒室缸內(nèi)速度場分布

對(duì)比分析表明：在340°CA(點(diǎn)火提前角附近)時(shí)，缸內(nèi)螺旋形渦(即滾流)的基本結(jié)構(gòu)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(shí)缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)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(qiáng)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(jī)在活塞的運(yùn)動(dòng)和缸內(nèi)流場的作用下在活塞底部形成較強(qiáng)的速度場，而方案A和方案B由于壁面的阻擋和引導(dǎo)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(zhuǎn)播。

2.2 不同燃燒室缸內(nèi)CO2分布研究

表5為不同曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)3種燃燒室缸內(nèi)廢氣分布情況。3種燃燒室隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的基本規(guī)律相同，都滿足以下2個(gè)方面：① 到曲軸轉(zhuǎn)角 180°ATDC時(shí)，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(yùn)動(dòng)至排氣口附近后直接從排氣道排出，形成短路，此時(shí)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(cè)廢氣在缸內(nèi)氣流的帶動(dòng)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(dāng)活塞上行時(shí)，缸內(nèi)壓力和掃氣道的壓差進(jìn)一步減小，進(jìn)氣流速逐漸降低，隨后掃氣口先被關(guān)閉，新鮮充量停止進(jìn)入氣缸，但缸內(nèi)充量在壓差和氣體流動(dòng)慣性的作用下繼續(xù)進(jìn)行排氣，直至排氣口被完全關(guān)閉，缸內(nèi)剩余的廢氣在滾流運(yùn)動(dòng)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(duì)比分析原機(jī)、方案A、方案B和方案C在243°CA缸內(nèi)的CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，結(jié)果表明：在yOz截面上，因?yàn)楦變?nèi)形成的以氣缸軸線為中心的滾流運(yùn)動(dòng)會(huì)與氣缸壁發(fā)生碰撞，使壁面處氣流速度較強(qiáng)，氣缸中心區(qū)域流速較低，降低了下止點(diǎn)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?yàn)椤碍h(huán)流”出現(xiàn)，使其缸內(nèi)的廢氣位置與原機(jī)有所不同。在xOy截面，原機(jī)和方案B在排氣口上方廢氣濃度較高，因?yàn)橛苫钊\(yùn)動(dòng)與缸內(nèi)氣流形成的渦流使氣體難以擴(kuò)散，使其濃度增加，而方案C因?yàn)榛钊斆娣e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(duì)比分析原機(jī)、方案A和方案B在340°CA缸內(nèi)的CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，結(jié)果表明：在yOz截面上，均為掃氣側(cè)廢氣濃度較高，排氣側(cè)較低，因?yàn)楦變?nèi)的逆時(shí)針滾流存在，帶動(dòng)廢氣運(yùn)動(dòng)，在點(diǎn)火附近時(shí)刻左側(cè)廢氣濃度高。方案B在原機(jī)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(duì)較低；方案C堆積在缸頭的廢氣擴(kuò)散，使掃氣側(cè)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(gè)工作循環(huán)中，當(dāng)掃氣口、排氣口全部關(guān)閉后，留在氣缸內(nèi)的新鮮充量m1與此時(shí)氣缸內(nèi)氣體總量之間的質(zhì)量比值，即：

(1)

Fluent中計(jì)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(jié)果

綜上分析，通過研究對(duì)比原型結(jié)構(gòu)與3種改進(jìn)結(jié)構(gòu)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(shè)計(jì)參數(shù)不變的情況下，噴霧引導(dǎo)性方案C雖然有助于小負(fù)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(jī)型幾乎相同，但方案B殘留廢氣較為集中且濃度較高，會(huì)對(duì)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(dòng)機(jī)掃氣過程的進(jìn)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(dòng)機(jī)負(fù)荷：節(jié)氣門開度小于30%時(shí)為小負(fù)荷工況；節(jié)氣門開度大于70%則為大負(fù)荷工況。采用缸內(nèi)直噴技術(shù)時(shí)，小負(fù)荷工況采用分層混合氣模式，而發(fā)動(dòng)機(jī)分層混合氣模式的成功實(shí)現(xiàn)主要需要滿足以下2個(gè)條件[7-8]：① 在火花塞周圍形成可點(diǎn)燃的混合氣，即根據(jù)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的工況要求，通過適當(dāng)?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(yuǎn)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(shè)定噴油壓力為5 MPa，根據(jù)噴油器與燃燒室的匹配關(guān)系，采用噴油角度為逆向掃氣口方向15°。對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)小負(fù)荷工況及大負(fù)荷工況時(shí)的混合氣形成情況進(jìn)行了仿真研究。

3.1 小負(fù)荷混合氣形成研究

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

表7為不同噴油定時(shí)下xOy截面和yOz截面的缸內(nèi)速度矢量分布隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。渦流是在進(jìn)氣過程中形成的有組織的繞氣缸軸線的氣流運(yùn)動(dòng)，噴油定時(shí)110°CA BTDC在270°CAyOz截面上形成極大的速度場，主要是因?yàn)閲娚涞娜加蛶в休^大的速度動(dòng)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(kuò)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(duì)稱的渦流。噴油正時(shí)90°CA BTDC 和70°CA BTDC變化情況與上述相同。對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)：噴油越晚，在340°CA時(shí)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?yàn)槿加徒o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(shí)下xOy截面和yOz截面的燃油分布隨曲軸轉(zhuǎn)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(zhuǎn)角的發(fā)展相對(duì)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(shí)刻的噴油正時(shí)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(cè)。隨著活塞上行，燃油進(jìn)一步蒸發(fā)霧化，在340°CA，噴油定時(shí)90°CA BTDC和110°CA BTDC在缸內(nèi)排氣側(cè)端火花塞燃油濃度高，而遠(yuǎn)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(shí)70°CA BTDC掃氣側(cè)火花塞燃油濃度過濃，排氣側(cè)火花塞燃油濃度過稀，不易點(diǎn)燃。因此，在1 600 r/min、節(jié)氣門開度為9%時(shí)為了形成分層混合氣，噴油器應(yīng)在110°～90°CA BTDC噴射。

3.2 大負(fù)荷混合氣形成研究

在大負(fù)荷工況下采取均質(zhì)當(dāng)量比混合氣燃燒模式。均質(zhì)當(dāng)量比混合氣燃燒模式能夠成功實(shí)現(xiàn)的關(guān)鍵[8-10]是：在火花塞點(diǎn)火之前，缸內(nèi)形成較均勻的混合氣。在轉(zhuǎn)速5 000 r/min、節(jié)氣門開度100%時(shí)，分別仿真分析噴油定時(shí)為180°CA ATDC、200°CA ATDC和220 °CA ATDC時(shí)刻缸內(nèi)混合氣的形成。

表7 不同噴油定時(shí)缸內(nèi)速度矢量分布

表8 不同噴油定時(shí)下燃油分布

表9為不同噴油定時(shí)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(qiáng)度變?nèi)?，噴油參?shù)對(duì)缸內(nèi)的氣流影響更大，噴油正時(shí)220°CA ATDC在300°CA時(shí)，缸內(nèi)的氣流較弱，不能及時(shí)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(shí)180°CA ATDC和200°CA ATDC噴出的燃油在滾流作用下已經(jīng)擴(kuò)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(shí)，由噴油帶來的缸內(nèi)速度變化基本消失。同時(shí)，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(yùn)動(dòng)，隨噴油定時(shí)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(shí)下yOz截面和xOy截面上缸內(nèi)燃油分布隨曲軸轉(zhuǎn)角的分布情況。從圖中可以看出：yOz截面右上側(cè)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(kuò)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(kuò)散，使缸內(nèi)燃油由質(zhì)量較高的區(qū)域向氣缸頂部移動(dòng)。

對(duì)比分析可見，不同噴油定時(shí)對(duì)燃油分布隨曲軸轉(zhuǎn)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(zhì)量分?jǐn)?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(diǎn)火時(shí)刻(340°CA)時(shí)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(shí)間比較晚，活塞接近上止點(diǎn)，缸內(nèi)的湍流能量較弱，加上活塞運(yùn)動(dòng)速度快，導(dǎo)致燃油來不及傳播堆積在活塞頂部，在yOz截面左下側(cè)形成較濃的混合氣，可見噴油過晚會(huì)使空氣和燃油的混合時(shí)間大大縮小，導(dǎo)致燃油以液滴的形式存在形成堆積。在噴油正時(shí)200°CAATDC，缸內(nèi)的混合氣較均勻，且在排氣側(cè)的火花塞附近濃度稍濃有助于火花塞的點(diǎn)燃。

表9 不同噴油定時(shí)下缸內(nèi)速度矢量的分布

對(duì)比分析不同噴油定時(shí)下xOy截面的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布可以發(fā)現(xiàn)：噴油定時(shí)為220°CA ATDC時(shí)，xOy截面左側(cè)聚集了較濃的燃油，與yOz截面燃油分布相對(duì)應(yīng)；噴油定時(shí)為200°CA ATDC時(shí)，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(fù)解釋；噴油定時(shí)為180°CA ATDC 時(shí)，雖然在點(diǎn)火時(shí)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(dá)不到點(diǎn)火極限。因此，為避免燃油損失及當(dāng)量比分布的過分集中，需要選擇恰當(dāng)?shù)膰娪投〞r(shí)。根據(jù)對(duì)以上的對(duì)比分析可知：在轉(zhuǎn)速5 000 r/min、節(jié)氣門全開時(shí)，能夠形成均勻混合氣的噴油正時(shí)在200°～220°CA ATDC附近。因此，在大負(fù)荷工況時(shí)為保證動(dòng)力輸出，采用均質(zhì)當(dāng)量比混合氣，在轉(zhuǎn)速為5 000 r/min時(shí)噴油器應(yīng)在200°～220°CA ATDC噴射燃油。

4 結(jié)論

1) 對(duì)設(shè)計(jì)的燃燒室進(jìn)行仿真建模，并通過對(duì)缸內(nèi)速度矢量，混合氣分布以及掃氣效率進(jìn)行分析，得出方案C錐形燃燒室掃氣效率比原型機(jī)低，方案A和方案B掃氣效率雖然都與原型機(jī)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(shí)，進(jìn)行不同的噴油定時(shí)對(duì)缸內(nèi)混合氣進(jìn)行研究，得出噴油定時(shí)在90°～110°CA BTDC左右可以得到排氣側(cè)火花塞處較濃、遠(yuǎn)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(shí)，進(jìn)行不同的噴油定時(shí)對(duì)缸內(nèi)混合氣進(jìn)行研究，得出噴油定時(shí)在200°～220°CA ATDC最優(yōu)，可以得到均勻混合氣，而且排氣側(cè)的火花塞起點(diǎn)燃作用。

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(責(zé)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(xiàng)目(KYLX15-0262)

牛燕華(1988—)，女，山東人，碩士研究生，主要從事內(nèi)燃機(jī)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(dòng)機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)[J].重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué))，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