景國(guó)璽， 曾小春， 王毅， 宋平， 張冬梅， 張木森， 沈艷

(1. 中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)， 天津 300400；2. 江鈴汽車股份有限公司， 江西 南昌 330001; 3. 浙江大學(xué)， 浙江 杭州 310027；4. 空軍工程大學(xué)理學(xué)院， 陜西 西安 710000； 5. 無(wú)錫科博增壓器有限公司， 江蘇 無(wú)錫 214177)

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·設(shè)計(jì)計(jì)算·

曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)機(jī)油消耗試驗(yàn)與改進(jìn)設(shè)計(jì)

景國(guó)璽1， 曾小春2， 王毅2， 宋平3， 張冬梅1， 張木森4， 沈艷5

(1. 中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)， 天津 300400；2. 江鈴汽車股份有限公司， 江西 南昌 330001; 3. 浙江大學(xué)， 浙江 杭州 310027；4. 空軍工程大學(xué)理學(xué)院， 陜西 西安 710000； 5. 無(wú)錫科博增壓器有限公司， 江蘇 無(wú)錫 214177)

對(duì)某型車用直列4缸柴油機(jī)開(kāi)展了機(jī)油消耗、竄氣和曲軸箱壓力試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明該發(fā)動(dòng)機(jī)在低負(fù)荷低轉(zhuǎn)速工況下燃油消耗與機(jī)油消耗的比值(機(jī)燃比)不滿足設(shè)計(jì)要求，隨著轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的提高，總機(jī)油消耗量呈增加趨勢(shì)，曲軸箱通風(fēng)(PCV)系統(tǒng)所占總機(jī)油消耗比例較高，各工況點(diǎn)平均值約為10%。借助CFD仿真手段對(duì)原油氣分離器及改進(jìn)方案進(jìn)行了對(duì)比分析，得知原結(jié)構(gòu)油氣分離效率較低，改進(jìn)方案分離效率大幅提高。驗(yàn)證試驗(yàn)表明，3種對(duì)比工況下改進(jìn)方案竄氣特性和曲軸箱壓力均滿足設(shè)計(jì)要求，PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗均大幅度下降，說(shuō)明改進(jìn)方案合理可行。

柴油機(jī)； 曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)； 氣缸蓋罩； 油氣分離

隨著現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)功率水平的提升，燃燒室平均有效壓力、最高燃燒壓力和轉(zhuǎn)速日益增高，必然導(dǎo)致曲軸箱竄氣量增加，同時(shí)曲軸的高轉(zhuǎn)速運(yùn)動(dòng)加劇了機(jī)油飛濺，使得油霧濃度大幅增加。這部分油氣經(jīng)過(guò)曲軸箱通風(fēng)(PCV)系統(tǒng)的油氣分離器，被吸入進(jìn)氣歧管，最終參與缸內(nèi)燃燒，在缸內(nèi)形成的炙熱積炭熱點(diǎn)易增大發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒系統(tǒng)預(yù)燃的風(fēng)險(xiǎn)，對(duì)柴油機(jī)顆粒排放有很大影響[1-2]。可見(jiàn)，曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)的機(jī)油消耗和竄氣特性直接影響到發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程和排放性能，降低PCV系統(tǒng)的機(jī)油消耗已經(jīng)成為發(fā)動(dòng)機(jī)研發(fā)中必須考慮的設(shè)計(jì)要素，是降低整機(jī)機(jī)油消耗的一個(gè)重要方面[3-4]。

采用油氣分離器是降低曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)機(jī)油消耗的重要措施。劉宇恒等研究分析了擋板各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)油氣分離器性能的影響[5]，宗雋杰等通過(guò)對(duì)油氣分離器的模擬分析，使分離效率大幅提高，這些為降低PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗提供了重要參考[6-8]。

研究對(duì)象為某4缸增壓中冷柴油機(jī)，標(biāo)定功率為85 kW，標(biāo)定轉(zhuǎn)速為3 600 r/min， 排量為2.8 L。該發(fā)動(dòng)機(jī)在使用過(guò)程中，普遍出現(xiàn)機(jī)油消耗過(guò)高的問(wèn)題，為此，從曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)機(jī)油消耗和竄氣量試驗(yàn)著手，尋求全工況范圍內(nèi)機(jī)油消耗的規(guī)律，明確PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗和竄氣量特性，進(jìn)而基于CFD仿真分析手段對(duì)現(xiàn)有油氣分離器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證確定最優(yōu)化方案，達(dá)到降低PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗的目的。

1 機(jī)油消耗和竄氣量試驗(yàn)研究

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)采用閉式曲軸箱強(qiáng)制通風(fēng)系統(tǒng)，主要由壓鑄氣缸蓋罩、迷宮式油氣分離器和膜片式壓力調(diào)節(jié)閥構(gòu)成，其中，油氣分離器位于缸蓋罩內(nèi)部，廢氣出口直接與空氣濾清器出口管道相連。

1.1 機(jī)油消耗分布規(guī)律

在發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作情況下，機(jī)油消耗主要途徑包括氣門導(dǎo)管處機(jī)油消耗、活塞環(huán)組機(jī)油消耗、曲軸箱通風(fēng)(PCV)系統(tǒng)機(jī)油消耗和增壓器等密封件漏油四部分。由于正常情況下氣門導(dǎo)管處機(jī)油消耗所占比例較小，密封件漏油量也比較小，因此，發(fā)動(dòng)機(jī)總機(jī)油消耗主要以活塞環(huán)組消耗和PCV系統(tǒng)消耗為主。

通常測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)總的機(jī)油消耗采用臺(tái)架法，典型的臺(tái)架測(cè)量法有機(jī)油稱重法、全重量法、機(jī)油循環(huán)法、液面測(cè)量法、溢流循環(huán)法和同位素法等[9]。由于稱重法是一種間斷測(cè)量的方法，也是最常用的方法，因此本研究總機(jī)油消耗試驗(yàn)均采用稱重法，通過(guò)多次測(cè)量來(lái)盡可能地減小測(cè)量誤差。

試驗(yàn)時(shí)，在曲軸箱通風(fēng)口至進(jìn)氣管中間串聯(lián)接入油氣收集器(見(jiàn)圖1)，該收集器壓阻小，分離效率高，能夠使油氣中的機(jī)油完全分離且保留在容器內(nèi)，可以認(rèn)為試驗(yàn)前后油氣收集器質(zhì)量的變化就為PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗量。每次測(cè)量過(guò)程嚴(yán)格按照相關(guān)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，由加載過(guò)程(15 min)、實(shí)際考核工況運(yùn)行(240 min)、卸載過(guò)渡(15 min)及停機(jī)靜置(30 min)過(guò)程組成。

為了合理評(píng)價(jià)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油消耗水平，一般通過(guò)燃油消耗與機(jī)油消耗的比值(機(jī)燃比r)來(lái)表示。發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架機(jī)油消耗主要采用點(diǎn)工況來(lái)評(píng)價(jià)，依照內(nèi)部機(jī)油消耗試驗(yàn)規(guī)范，分別測(cè)量了3點(diǎn)工況，即轉(zhuǎn)速1 800r/min負(fù)荷25%、轉(zhuǎn)速2 600r/min負(fù)荷50%和轉(zhuǎn)速3 600r/min負(fù)荷 100%工況下12臺(tái)該系列發(fā)動(dòng)機(jī)的機(jī)油消耗數(shù)據(jù)，結(jié)果見(jiàn)圖2。從圖中可以看出，所有發(fā)動(dòng)機(jī)在1 800r/min工況點(diǎn)機(jī)燃比r大于0.2%，不滿足設(shè)計(jì)要求。

在此基礎(chǔ)上，為全面了解該型發(fā)動(dòng)機(jī)的機(jī)油消耗特性，對(duì)其中的一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)量了機(jī)油消耗MAP圖，共測(cè)量了4種負(fù)荷7種轉(zhuǎn)速下的機(jī)油消耗?？倷C(jī)油消耗和竄出機(jī)油量測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表1和表2，從結(jié)果得知，隨著轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的提高，受工況和測(cè)量過(guò)程影響數(shù)據(jù)存在波動(dòng)，但總機(jī)油消耗量總體呈現(xiàn)增大趨勢(shì)。表3列出竄出機(jī)油所占總消耗機(jī)油的比例，可以看出，PCV系統(tǒng)所占總機(jī)油消耗比例較高，各工況點(diǎn)平均值約為10%。

表1 機(jī)油消耗量試驗(yàn)值 g/h

表2 竄出機(jī)油量試驗(yàn)值 g/h

表3 竄出機(jī)油所占總消耗機(jī)油的比例 %

圖3示出各轉(zhuǎn)速各負(fù)荷下機(jī)燃比對(duì)比曲線，從圖中可以看出，25%負(fù)荷下的機(jī)燃比在各轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)呈現(xiàn)最大狀態(tài)，50%負(fù)荷次之，75%負(fù)荷和滿負(fù)荷下的機(jī)燃比變化趨勢(shì)一致，且數(shù)值波動(dòng)較小，這主要是因?yàn)椴煌r下，機(jī)油消耗的機(jī)理和途徑不同。

通過(guò)上述試驗(yàn)表明，基于3點(diǎn)工況來(lái)考核該發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油消耗具有代表性，在低轉(zhuǎn)速低負(fù)荷工況下機(jī)燃比較高，不滿足要求。

1.2 竄氣量和曲軸箱壓力特性分析

曲軸箱壓力對(duì)整機(jī)機(jī)油消耗有重要的影響，壓力低則有利于減小活塞環(huán)組機(jī)油消耗量，同時(shí)曲軸箱壓力與PCV系統(tǒng)竄氣量和機(jī)油消耗密切相關(guān)。在圖1所示試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，用竄氣量分析儀替換油氣收集器,在外特性工況下測(cè)量了曲軸箱竄氣特性，同時(shí)通過(guò)在缸蓋罩內(nèi)部布置壓力傳感器測(cè)量了曲軸箱壓力隨轉(zhuǎn)速的變化關(guān)系。

影響曲軸箱壓力的主要參數(shù)有壓力閥開(kāi)啟壓力、進(jìn)氣歧管壓力、缸內(nèi)燃燒壓力及活塞環(huán)組密封特性，其中，壓力閥開(kāi)啟壓力是PCV系統(tǒng)設(shè)計(jì)的重要參數(shù)。為研究壓力控制閥開(kāi)啟壓力對(duì)曲軸箱壓力的影響，在4種不同彈簧預(yù)緊力下開(kāi)展了相關(guān)研究工作，由于控制閥膜片反裝，因此彈簧力越大對(duì)應(yīng)開(kāi)啟壓力越小。

圖4示出在彈簧預(yù)緊力分別為1.22 N，1.54 N，1.84 N和2.26 N下PCV系統(tǒng)竄氣量。從圖可知，竄氣量隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速增加先快速增加，然后呈現(xiàn)輕微下降趨勢(shì)。圖5示出曲軸箱壓力隨轉(zhuǎn)速變化曲線，從圖可知，曲軸箱壓力基本呈現(xiàn)負(fù)壓(設(shè)計(jì)要求：-1.5～0.5 kPa)，隨轉(zhuǎn)速的增加呈降低趨勢(shì)。對(duì)比圖4和圖5可知，控制閥開(kāi)啟壓力對(duì)PCV系統(tǒng)竄氣量和曲軸箱壓力有一定的影響，但并未改變其隨轉(zhuǎn)速變化的趨勢(shì)，且竄氣量和曲軸箱壓力均滿足設(shè)計(jì)要求，單獨(dú)通過(guò)改變控制閥壓力來(lái)達(dá)到降低PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗的目的其作用是有限的，因此，提高油氣分離器分離效率是降低PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗最可行的途徑。

2 油氣分離器模擬分析與改進(jìn)設(shè)計(jì)

2.1 流場(chǎng)分析基礎(chǔ)理論

本研究中模型入口氣流速度低，所以將入口氣體設(shè)為不可壓縮氣體，流動(dòng)為充分發(fā)展的定常流動(dòng)，氣體連續(xù)相控制方程采取RANS方程，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型，如下式[10]所示：

(1)

式中：φ為通用變量；Γ為擴(kuò)散系數(shù)；S為源項(xiàng)。

本研究假定液滴顆粒為不可蒸發(fā)、無(wú)摩擦、無(wú)化學(xué)反應(yīng)、無(wú)撕裂及熱效應(yīng)的球體。采用顆粒軌道模型模仿顆粒運(yùn)動(dòng)，已知?dú)怏w連續(xù)相流場(chǎng)，運(yùn)用拉格朗日方法，可以得到離散相顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡。顆粒的運(yùn)動(dòng)方程[11]為

(2)

式中:FD為顆粒曳力系數(shù)；Dp為顆粒直徑；μ為流體動(dòng)力黏度；Rep為顆粒雷諾數(shù)；ρp為顆粒密度；u為氣體相速度；up為顆粒速度；P為其他慣性力等載荷。

2.2 油氣分離器CFD仿真分析模型建立

該油氣分離器集成在氣缸蓋罩的頂部，為典型的迷宮式油氣分離器，油氣分離器流體域空間見(jiàn)圖6。

采用Fluent軟件中的DPM模型計(jì)算油氣分離器模型具有很好的分析精度[12-14]，所以，本研究采用DPM模型來(lái)研究柴油機(jī)的油氣分離器流場(chǎng)。圖7示出軟件求解DPM模型的流程。

本模型所采取的邊界條件有兩種。

1) 連續(xù)相的邊界條件：采取速度入口，由轉(zhuǎn)速1 800 r/min、負(fù)荷25%工況實(shí)測(cè)竄氣量計(jì)算確定，入口平均速度約為1.48 m/s；采取壓力出口，出口壓力為-1.5 kPa；其他壁面選擇無(wú)滑移壁面邊界。

2) 離散相的邊界條件：在入口處和出口處均選取逃逸邊界條件，壁面則選取捕捉邊界。文獻(xiàn)表明，油氣分離器內(nèi)的油滴顆粒直徑絕大多數(shù)在0～10 μm 之間[12]。所以，本研究在0.5～10 μm范圍內(nèi)選取20種直徑的顆粒，間隔為0.5 μm。在油氣入口創(chuàng)建油滴顆粒的面射流源。為了盡可能減少誤差，選擇離散隨機(jī)行走模型，軌道計(jì)算次數(shù)設(shè)定為9。顆粒的初始速度設(shè)定為與連續(xù)相氣體的初始速度一樣大，潤(rùn)滑油的密度為880 kg/m3?；跐?rùn)滑油收集試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，設(shè)定入口顆粒的質(zhì)量流量為1 800 r/min，25%負(fù)荷工況下的機(jī)油竄出量，即0.68 g/h。在入口截面上每一種粒徑都會(huì)生成數(shù)量相同的顆粒，顆粒的湍流擴(kuò)散選擇隨機(jī)軌道模型。

2.3 多方案仿真對(duì)比分析

在原有油氣分離器的基礎(chǔ)上，對(duì)內(nèi)部擋板重新進(jìn)行了布置和設(shè)計(jì)，提出了4種改進(jìn)方案。通過(guò)CFD仿真分析，得到了各方案進(jìn)出口壓力損失、流場(chǎng)最大速度等連續(xù)相計(jì)算結(jié)果。圖8示出各方案流程質(zhì)點(diǎn)速度云圖，圖中各方案出口流速相同。通過(guò)對(duì)比可知：原方案結(jié)構(gòu)空間利用不足，流動(dòng)死區(qū)所占面積大；方案A在原方案的基礎(chǔ)上增加兩個(gè)擋板，流動(dòng)情況有所改善；方案B采用油氣上下翻滾式方案，速度分布相對(duì)均勻；方案C中油氣路徑最長(zhǎng)，氣流速度較高；方案D采用并排小擋板結(jié)構(gòu)，流速分布較均勻。

流場(chǎng)中跡線的分布及切向速度場(chǎng)的分布可體現(xiàn)連續(xù)相流場(chǎng)對(duì)油氣分離效率。以改進(jìn)方案D為例，圖9示出了以粒子編號(hào)顯示的流場(chǎng)跡線分布。從圖中可以看出，流體在擋板區(qū)域內(nèi)各流體通道通過(guò)的顆粒數(shù)基本均勻，有利于最大限度地利用空間。圖10示出了切向速度在流場(chǎng)中的分布， 可以看出，切向速度在各擋板部位都具有最大值，這是由于在這些位置，氣流沖擊擋板并且會(huì)在這些部位形成速度方向的急劇改變，從而形成較大的切向速度，切向速度大則機(jī)油顆粒的離心力也較大，因而在這些部位機(jī)油顆粒將被甩到擋板上，并被分離出主流場(chǎng)。

在獲得氣體的連續(xù)相流場(chǎng)后，創(chuàng)建離散相射流源，進(jìn)而求解油氣顆粒與氣體流場(chǎng)的耦合流場(chǎng)，可以得到離散相顆粒的被捕捉點(diǎn)分布和分離器的顆粒捕捉數(shù)據(jù)，經(jīng)統(tǒng)計(jì)分析可以得到油氣分離器在各顆粒直徑下的分離效率。

研究[9]表明顆粒質(zhì)量百分比較高的粒徑區(qū)域在0.6～2.2 μm之間，該區(qū)域顆粒質(zhì)量分布比較均勻。本研究通過(guò)對(duì)20種不同直徑油滴顆粒的計(jì)算與統(tǒng)計(jì)，得到原方案和4種改進(jìn)方案的分離效率曲線(見(jiàn)圖11)。從圖11中可以看出，分離效率基本隨油滴顆粒直徑的增大呈線性增大。原方案和4種改進(jìn)方案油氣分離器的進(jìn)出口壓降Δp和分離效率η對(duì)比見(jiàn)表4，原油氣分離器分離效率在78%～91%之間，而改進(jìn)方案分離效率有較大提高，其中方案B和方案D分離效率較高，在94%以上，同時(shí)壓降增幅較小。

表4 改進(jìn)前后計(jì)算結(jié)果

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證改進(jìn)方案的有效性，對(duì)原方案、方案B、方案C和方案D在同一試驗(yàn)臺(tái)架另1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn)。

試驗(yàn)過(guò)程中，方案B和方案C出現(xiàn)油氣分離器出口外圍管路冒機(jī)油現(xiàn)象，設(shè)計(jì)方案不合理，主要原因是回油不暢。經(jīng)分析，方案B局部區(qū)域存在分離后的機(jī)油聚集無(wú)法回流現(xiàn)象，上下翻滾的氣體運(yùn)動(dòng)也極不利于機(jī)油在重力作用下回流。而方案C由于氣流通道流速較高，分離后的機(jī)油在高速流動(dòng)的氣流下無(wú)法回流。這兩種方案最后均導(dǎo)致曲軸箱壓力過(guò)高。可見(jiàn)，在油氣分離器設(shè)計(jì)過(guò)程中，不能單方面追求分離效率，還必須關(guān)注壓力損失和回油結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等要素。

方案D取得了較好的效果，表5列出采用原方案和改進(jìn)方案D的PCV系統(tǒng)機(jī)油質(zhì)量流量比較?？梢钥闯?，3種對(duì)比工況下，PCV系統(tǒng)機(jī)油質(zhì)量流量都有大幅度的下降。

圖12示出不同轉(zhuǎn)速滿負(fù)荷工況下原方案和改進(jìn)方案D的PCV系統(tǒng)竄氣量的比較，圖13示出曲軸箱壓力對(duì)比。由圖12和圖13可知，改進(jìn)方案相對(duì)于原方案，PCV系統(tǒng)竄氣量在高轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)略有下降，在3 000r/min以上曲軸箱壓力有所增加，可以認(rèn)為方案D對(duì)PCV系統(tǒng)竄氣量和曲軸箱壓力影響較小，試驗(yàn)數(shù)值均滿足設(shè)計(jì)要求。

表5 改進(jìn)前后機(jī)油質(zhì)量流量

4 結(jié)束語(yǔ)

對(duì)某車用柴油機(jī)在全工況范圍內(nèi)通過(guò)試驗(yàn)獲得了發(fā)動(dòng)機(jī)總機(jī)油消耗和PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗MAP圖，研究表明：25%負(fù)荷1 800r/min轉(zhuǎn)速工況下該發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)燃比不滿足設(shè)計(jì)要求，隨著轉(zhuǎn)速和負(fù)荷的提高，總機(jī)油消耗量總體呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，PCV系統(tǒng)所占總機(jī)油消耗比例較高，各工況點(diǎn)平均值約為10%。

借助CFD仿真手段對(duì)原油氣分離器及改進(jìn)方案進(jìn)行了對(duì)比分析，得知原結(jié)構(gòu)油氣分離效率較低，改進(jìn)方案分離效率大幅提高。驗(yàn)證試驗(yàn)表明，改進(jìn)方案D竄氣特性和曲軸箱壓力均滿足設(shè)計(jì)要求，在3種對(duì)比工況下PCV系統(tǒng)機(jī)油消耗均大幅度下降，同時(shí)也表明在油氣分離器設(shè)計(jì)過(guò)程中還必須注重回油結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和試驗(yàn)驗(yàn)證工作。

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[編輯: 李建新]

Lube Oil Consumption Test and Modified Design for Crankcase Ventilation System

JING Guoxi1, ZENG Xiaochun2, WANG Yi2, SONG Ping3,ZHANG Dongmei1, ZHANG Musen4, SHEN Yan5

(1. China North Engine Research Institute(Tianjin), Tianjin 300400, China;2. Jiangling Automobile Co., Ltd., Nanchang 330001, China; 3. Zhejiang University, Hangzhou 310027, China;4. College of Science,Air Force Engineering Univercity, Xi’an 710000, China;5.Wuxi Kebo Turbocharging Co., Ltd., Wuxi 214177, China)

The experiments of lubricating oil consumption，blow-by flow and crankcase pressure were conducted on a inline 4-cylinder diesel engine. The test results show that the ratio between fuel consumption and lube oil consumption cannot satisfy the design requirements. The total lube oil consumption increases with the increase of speed and load, the lube oil consumption of crankcase ventilation system takes a higher percent of total consumption and is 10% on average in each point. The original oil gas separator and modified design were compared and analyzed based on CFD simulation method, which shows that the modified design has a higher separation efficiency. The verified experiment proves that the blow-by flow and crankcase pressure can satisfy the design requirements under three conditions and the lube oil consumption of crankcase ventilation system decreases significantly. Accordingly, the modified scheme is feasible.

diesel engine; crankcase ventilation system; cylinder head cover; oil gas separation

2014-11-28;

2015-05-25

景國(guó)璽(1984—)，男，副研究員，博士，研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)現(xiàn)代設(shè)計(jì)方法、疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)等;okjgx@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.03.001

TK414.1

B

1001-2222(2015)03-0001-06