船用柴油機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)分析

趙昌普 孫雅坤 王耀輝 張志剛 朱亞永

天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072

船用柴油機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)分析

趙昌普 孫雅坤 王耀輝 張志剛 朱亞永

天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072

為探索不同燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)大缸徑船用柴油機(jī)燃燒和排放的影響，基于原機(jī)燃燒室，新設(shè)計(jì)了6種不同形狀的燃燒室，采用AVL Fire軟件建立燃燒室仿真模型，并結(jié)合渦流數(shù)和均勻系數(shù)來(lái)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)、混合和燃燒過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬分析。結(jié)果表明：燃燒室直徑和凹坑深度等參數(shù)會(huì)對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)產(chǎn)生很大影響，凹坑深度較大的縮口燃燒室能產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流從而改善燃燒，而淺坑的開(kāi)口燃燒室的缸內(nèi)燃燒狀況較差。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，只有在缸內(nèi)渦流和湍動(dòng)能都較大的情況下才能使燃燒更充分。從發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放結(jié)果來(lái)看，縮口燃燒室G1的功率輸出增加4.6%，排放與原機(jī)基本持平；直口燃燒室G4在略低于原機(jī)的功率輸出下，NOx排放降低43.3%；開(kāi)口燃燒室的做功能力較差。

柴油機(jī)；燃燒室形狀；渦流數(shù)；均勻因子；排放

0 引言

柴油機(jī)具有較好的經(jīng)濟(jì)性、耐久性和可靠性，被廣泛應(yīng)用于船舶動(dòng)力系統(tǒng)中。隨著能源危機(jī)和環(huán)境惡化的加劇，船用柴油機(jī)的排放法規(guī)也愈加嚴(yán)格，于2016年開(kāi)始在氮氧化物排放控制區(qū)實(shí)施的IMO TierⅢ法規(guī)對(duì)NOx排放的限值相較于TierⅢ法規(guī)減小了75%左右[1]。因此，在不損失熱效率的情況下節(jié)能減排就成為船用柴油機(jī)的研究熱點(diǎn)。與發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)相比，數(shù)值模擬可以觀察到一些試驗(yàn)手段較難獲得的瞬態(tài)特性，如柴油噴霧燃燒和污染物的形成過(guò)程等，加之船機(jī)體積較大,試驗(yàn)成本較高，所以該類研究多采用CFD(computational fluid dynamics)計(jì)算方法來(lái)進(jìn)行[2-3]。

過(guò)去的研究表明，缸內(nèi)燃油空氣混合程度的提高可以有效改善燃燒，進(jìn)而提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能，并降低排放水平[4-5]。柴油機(jī)缸內(nèi)的空氣流動(dòng)可以通過(guò)多種方式進(jìn)行改進(jìn)，但在近些年內(nèi)研究學(xué)者進(jìn)行最多的工作是改進(jìn)燃燒室結(jié)構(gòu)。RAKOPOULOS等[6]通過(guò)CFD方法利用準(zhǔn)維模型研究了活塞凹坑形狀對(duì)高速直噴柴油機(jī)的影響。研究發(fā)現(xiàn)，燃燒室結(jié)構(gòu)、燃油噴射和氣體流動(dòng)對(duì)燃燒和排放性能起著至關(guān)重要的作用，氣缸內(nèi)的空氣流動(dòng)可以通過(guò)初始渦流以及誘導(dǎo)渦流的相互作用得以加強(qiáng)。LI等[7]研究了改變凹坑深度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的影響，發(fā)現(xiàn)窄口燃燒室能產(chǎn)生更均勻的混合氣分布，而淺坑燃燒室在低速工況下表現(xiàn)出良好的性能。GAFOOR等[8]關(guān)于渦流比和燃燒室形狀對(duì)柴油機(jī)性能和排放影響的數(shù)值研究表明，采用較小的燃燒室半徑與外半徑之比會(huì)產(chǎn)生較多的NO和較少的碳煙。TAGHAVIFAR等[9]借助均勻系數(shù)(homogeneity index)模擬研究了燃燒室凹坑形狀對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的影響，發(fā)現(xiàn)適當(dāng)增大凹坑直徑會(huì)得到較好的發(fā)動(dòng)機(jī)性能。JAFARMADAR等[10]采用渦流數(shù)(swirl number)和均勻系數(shù)分析后發(fā)現(xiàn)較小的凹坑深度能產(chǎn)生更高的擠流，較大的凹坑半徑能產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流及更少的碳煙。

筆者以某增壓中冷船用柴油機(jī)為原型，利用三維模擬軟件研究不同廓形(縮口、直口和開(kāi)口)的燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的影響，并結(jié)合渦流數(shù)和均勻系數(shù)來(lái)定量分析凸臺(tái)高度、燃燒室直徑、凹坑深度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)和油氣混合的影響，深入了解不同燃燒室下湍動(dòng)能的變化以及擠流的形成，為該船機(jī)燃燒系統(tǒng)的合理匹配提供依據(jù)。

1 計(jì)算模型介紹

1.1模擬所用柴油機(jī)技術(shù)參數(shù)

表1所示為模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 The main parameters of the engine

1.2燃燒室形狀及計(jì)算網(wǎng)格

基于原機(jī)燃燒室，筆者新設(shè)計(jì)了6種類型燃燒室進(jìn)行模擬計(jì)算。圖1是7種燃燒室結(jié)構(gòu)的輪廓圖，其中G0是原機(jī)燃燒室，G1、G2為縮口燃燒室，G3～G5為燃燒室直徑依次增大、凹坑深度依次減小的偏直口型燃燒室，G6為開(kāi)口燃燒室。G6燃燒室直徑最大、高度最小，而為使混合過(guò)程中油束下部區(qū)域有更大的空間，沒(méi)有給3種偏直口燃燒室設(shè)計(jì)平凸臺(tái)。在燃燒室設(shè)計(jì)過(guò)程中，保持壓縮比不變。不同燃燒室的幾何參數(shù)(于圖2定義)如表2所示。

圖1 模擬計(jì)算中燃燒室形狀Fig.1 Combustion chamber geometry in simulation

圖2 燃燒室尺寸參數(shù)定義Fig.2 Definition of combustion chamber geometry

表2 燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)表Tab.2 Combustion chamber geometry parameters

采用中置8孔噴油器，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，使用全網(wǎng)格的1/8，即45°扇形體網(wǎng)格作為計(jì)算區(qū)域。圖3為活塞位于上止點(diǎn)時(shí)不同燃燒室的計(jì)算網(wǎng)格，在活塞外側(cè)設(shè)置了補(bǔ)償容積，用來(lái)代替氣門(mén)凹坑及活塞環(huán)等縫隙容積，確保設(shè)計(jì)燃燒室的幾何壓縮比與實(shí)際柴油機(jī)相同。為減少網(wǎng)格分布對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，在畫(huà)網(wǎng)格時(shí)使各燃燒室的網(wǎng)格大小保持一致，不同燃燒室在上止點(diǎn)的網(wǎng)格總數(shù)均為40 000左右。

(b)G1(c)G2(a)G0(d)G3(e)G4(f)G5(g)G6

圖3不同結(jié)構(gòu)燃燒室在上止點(diǎn)時(shí)的網(wǎng)格
Fig.3Differentcombustionchambergeometrygridsattopdeadcenter

1.3計(jì)算模型

表3所示為模擬所用的邊界條件及物理化學(xué)模型。初始條件來(lái)自于經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的一維CFD模擬計(jì)算，計(jì)算工況下初始?jí)毫蜏囟确謩e取0.35 MPa和378 K。湍流模型采用HANJELIC等[11]提出的k-ζ-f模型，燃燒模型采用ECFM-3Z模型[12]。因?yàn)椴煌紵視?huì)產(chǎn)生不同的噴霧撞壁情況，因而噴霧與壁面碰撞模型對(duì)模擬結(jié)果起著很重要的作用，文獻(xiàn)[13]采用的是基于韋伯?dāng)?shù)的Walljet1子模型。定義壓縮沖程上止點(diǎn)為720°CA(crank angle)，計(jì)算區(qū)間為595°～837°CA。

表3 邊界條件及計(jì)算模型Tab.3 Boundary conditions and simulation models

1.4模型驗(yàn)證

圖4 缸內(nèi)壓力對(duì)比Fig.4 Pressure comparison in cylinder

圖5 瞬時(shí)放熱率對(duì)比Fig.5 Heatrelease rate comparison

圖4和圖5所示為原機(jī)在標(biāo)定工況下的試驗(yàn)與計(jì)算的缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率對(duì)比。試驗(yàn)的缸壓峰值為13.52 MPa，相位為8.0°CA ATDC(after top dead center)，計(jì)算峰值為13.43 MPa，相位為8.4°CA ATDC，缸壓計(jì)算值比試驗(yàn)值低0.67%，相位落后0.4°CA ，說(shuō)明計(jì)算和試驗(yàn)的缸壓峰值及其相位吻合較好，因此可以使用此模型進(jìn)行后續(xù)的計(jì)算分析。

1.5參數(shù)定義

柴油機(jī)的燃燒過(guò)程多數(shù)是未經(jīng)預(yù)混的，因而缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)對(duì)噴霧霧化和燃油液滴擴(kuò)散至關(guān)重要[15]。優(yōu)化缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的主要方法之一是通過(guò)燃燒室的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)來(lái)產(chǎn)生渦流并產(chǎn)生有效的空燃混合。燃燒室內(nèi)的渦流比使用渦流數(shù)來(lái)量化。

為了量化研究不同燃燒室下的渦流運(yùn)動(dòng)，渦流角速度ωsx和渦流數(shù)Sx被用于度量不同燃燒室結(jié)構(gòu)的渦流強(qiáng)度[10]。

渦流角速度表示為

(1)

其中,n為計(jì)算域內(nèi)的網(wǎng)格總數(shù)；mi為網(wǎng)格內(nèi)的質(zhì)量；(x0,y0,z0)為氣缸軸線位置；笛卡兒坐標(biāo)系下局部網(wǎng)格的中心是(xi,yi,zi)。各網(wǎng)格內(nèi)速度在y、z方向上的分量分別是vi、wi。

渦流數(shù)定義為角渦流速度和發(fā)動(dòng)機(jī)角速度的比值：

(2)

式中，Sx為x軸的渦流數(shù)；N為發(fā)動(dòng)機(jī)的角速度。

燃燒室結(jié)構(gòu)和渦流數(shù)對(duì)缸內(nèi)燃油分布以及油氣混合產(chǎn)生重要影響，筆者采用當(dāng)量比均勻系數(shù)(以下簡(jiǎn)稱“均勻系數(shù)”)γ的大小來(lái)表示燃油和空氣的混合質(zhì)量好壞[16]。γ的定義如下：

(3)

其中，ωi和ω分別為網(wǎng)格內(nèi)局部當(dāng)量比和平均當(dāng)量比。γ值分布在0～1之間，γ=1表示缸內(nèi)燃油和空氣混合充分，完全均勻；γ=0表示燃油和空氣未進(jìn)行混合。

2 結(jié)果與分析

圖6為不同燃燒室結(jié)構(gòu)的渦流數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線?？梢钥吹?，在壓縮行程后期，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度急劇增大并在上止點(diǎn)(top dead center,TDC)處達(dá)到最大值。這是因?yàn)殡S活塞上行，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)劇烈，產(chǎn)生強(qiáng)烈的擠流和渦流。而上止點(diǎn)之后，盡管缸內(nèi)燃油開(kāi)始燃燒，但由于缸內(nèi)混合氣開(kāi)始膨脹做功，因而渦流強(qiáng)度下降。G3有最大的渦流數(shù)，而G1、G2也相對(duì)較高，G6的渦流數(shù)最小。對(duì)照燃燒室形狀，G1～G3的燃燒室直徑偏小而凹坑深度較大。由此可見(jiàn)，凹坑深度較大的縮口室更易產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流。開(kāi)口燃燒室G6的凹坑深度最淺，凹坑的空氣比較容易向外擴(kuò)散，因此缸內(nèi)渦流運(yùn)動(dòng)較弱。

圖6 不同燃燒室形狀的渦流數(shù)Fig.6 The Sx in different combustion chambers

圖7為燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)缸內(nèi)壓力的影響曲線。從G1～G6，隨著燃燒室直徑的增大，最大爆發(fā)壓力pmax呈減小的趨勢(shì)，其中G1的pmax最大，為13.90 MPa，相比G0的pmax值增大了3.7%?？s口型燃燒室缸內(nèi)放熱強(qiáng)化程度更高，燃燒室凹坑內(nèi)湍流保持性更好，空氣流動(dòng)相對(duì)活躍，因此缸內(nèi)壓力較高。

圖7 不同燃燒室形狀的缸內(nèi)壓力Fig.7 Cylinder pressure in different combustion chamber

圖8為T(mén)DC和 10°CA ATDC時(shí)的缸內(nèi)湍動(dòng)能(turbulence kinetic energy,TKE)分布。由圖8可見(jiàn)，在上止點(diǎn)處盡管G1、G2的高湍動(dòng)能區(qū)域分布相對(duì)較少，但湍動(dòng)能峰值與其他燃燒室比較接近，加上較強(qiáng)的渦流運(yùn)動(dòng)，因此燃油高效燃燒，峰值壓力較大。開(kāi)口燃燒室G6的湍動(dòng)能最大，在缸內(nèi)的分布也最為廣泛，但其渦流數(shù)最小，這使得缸內(nèi)火焰高速傳播，而燃空混合卻不充分，燃燒效率較低，所以峰值壓力偏低。上止點(diǎn)時(shí)刻，G3燃燒室渦流數(shù)最大，對(duì)流傳熱增強(qiáng)，但其缸內(nèi)湍動(dòng)能相對(duì)偏小，導(dǎo)致燃燒火焰?zhèn)鞑ニ俾瘦^慢，燃燒放熱率降低，因此其缸內(nèi)壓力比縮口燃燒室缸內(nèi)壓力略低。

圖8 不同燃燒室內(nèi)的湍動(dòng)能Fig.8 Turbulence kinetic energy indifferent combustion chambers

圖9所示為不同燃燒室在不同時(shí)刻的缸內(nèi)速度場(chǎng)和當(dāng)量比分布。圖10為不同燃燒室均勻系數(shù)的變化。從速度場(chǎng)可以看出，在上止點(diǎn)時(shí)刻，油束兩側(cè)形成了兩個(gè)不同大小的渦團(tuán)，且兩渦團(tuán)的形狀及大小與燃燒室?guī)缀涡螤钪苯酉嚓P(guān)，這是因?yàn)閲婌F油束與周?chē)h(huán)境氣體之間存在著較強(qiáng)的動(dòng)量交換，油束的黏性作用影響著環(huán)境介質(zhì)和噴霧邊界層之間的湍流狀態(tài)，并卷吸周?chē)諝庑纬蓽u團(tuán)?？梢钥吹?，縮口燃燒室G1、G2在上止點(diǎn)時(shí)刻油束兩側(cè)能觀察到明顯的渦團(tuán)，隨后渦團(tuán)發(fā)展至燃燒室中心位置，這是因?yàn)榭s口型燃燒室在上止點(diǎn)附近能產(chǎn)生較強(qiáng)的擠流和逆擠流，改善了缸內(nèi)流動(dòng)；凹坑深度較大的G3和G4均在凹坑內(nèi)形成了大尺度的渦團(tuán)；開(kāi)口燃燒室G6由于撞壁距離較遠(yuǎn)，噴霧撞壁動(dòng)能較小，且淺底的凹坑結(jié)構(gòu)不利于形成較強(qiáng)的湍流，因而缸內(nèi)運(yùn)動(dòng)始終較弱。

從當(dāng)量比分布圖可以看到，G1、G2的燃油濃區(qū)較少且未發(fā)生濕壁現(xiàn)象，其他幾種燃燒室尤其是G6的缸內(nèi)濃區(qū)相對(duì)較多。這個(gè)結(jié)果可以更為直觀地反映在圖10的均勻系數(shù)變化中，可以發(fā)現(xiàn)，G1的均勻系數(shù)最高，G6的最低，G5等幾種偏直口燃燒室的均勻系數(shù)在前期較低，而在后期逐步升高，這是因?yàn)榇蟾讖街笨谌紵野伎觾?nèi)的湍流保持性較好，在燃燒后期缸內(nèi)也有較為充分的油氣混合，因此其均勻系數(shù)在后期較高。

圖9 不同燃燒室內(nèi)的速度場(chǎng)和當(dāng)量比分布Fig.9 Speed field and equivalence ratio distribution in different combustion chambers

圖10 不同燃燒室的均勻系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化Fig.10 Uniformity index in different combustion chamber

一般來(lái)講，較高的當(dāng)量比會(huì)有利于燃燒室內(nèi)碳煙的生成，因此，G6、G4會(huì)在碳煙生成期有更多的累積量。對(duì)應(yīng)于圖11，G1因其缸內(nèi)較少的過(guò)濃區(qū)(較大的均勻系數(shù))因此碳煙生成量最少，而G6和G4的生成量最大。各燃燒室的碳煙排放較為接近，僅G3因后期氧化速率下降而使得最終的排放略高。不同燃燒室NOx生成量隨曲軸轉(zhuǎn)角變化如圖12所示。G1、G5的排放量較高，G4、G6的排放量較少。G1因?yàn)槠涓變?nèi)較強(qiáng)的渦流、擠流和滾流等使燃油和空氣充分混合并高效燃燒，而較大的湍動(dòng)能又保證了高溫燃燒向周?chē)^續(xù)擴(kuò)散，因此NOx排放較高；而G5和G0則因?yàn)槿紵抑睆捷^大，有較大的空間可供燃油霧化蒸發(fā)，使擠流運(yùn)動(dòng)變?nèi)?，噴霧撞壁反應(yīng)變小，滯燃期變長(zhǎng)，從而使缸內(nèi)燃燒溫度升高，而較長(zhǎng)的噴油持續(xù)期使得燃燒時(shí)間較長(zhǎng)，從而使氮氧在高溫中的滯留時(shí)間較長(zhǎng)，因而有較多的NOx排放。G4因其凹坑表面積較大，因此熱損失較多，缸內(nèi)溫度偏低，NOx生成較少。

圖11 不同燃燒室對(duì)碳煙生成歷程的影響Fig.11 The effects of different combustion chambers on soot

圖12 不同燃燒室對(duì)NOx生成歷程的影響Fig.12 The effects of different combustion chambers on NOx

由表4可以發(fā)現(xiàn)，縮口燃燒室G1產(chǎn)生了最高的功率輸出，指示功率相比原機(jī)指示功率增大了4.6%，燃油消耗率相比原機(jī)燃油消耗率降低了4.5%，偏直口燃燒室中G4和G5與原機(jī)結(jié)果較為接近，而開(kāi)口燃燒室的功率輸出最差，指示功率相比原機(jī)降低了2.1%。

表4 不同燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)柴油機(jī)性能的影響Tab.4 The effects of different combustion chamberson engine performance

總之，對(duì)于本文研究的大缸徑船用柴油機(jī)，縮口結(jié)構(gòu)能夠改善油氣混合，提升發(fā)動(dòng)機(jī)的功率輸出，但會(huì)使NOx排放略有升高；偏直口燃燒室可在與原機(jī)接近的功率輸出下，達(dá)到較好的排放結(jié)果(G4功率降低0.5%，NOx排放降低43.3%)；開(kāi)口燃燒室因燃燒不充分，所以NOx排放最小，輸出功率最低。

3 結(jié)論

(1)針對(duì)某船用柴油機(jī)建立三維CFD數(shù)值模型，在標(biāo)定工況下對(duì)缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的模擬結(jié)果都與原機(jī)試驗(yàn)結(jié)果匹配較好，驗(yàn)證了模型的可信性。

(2)由渦流數(shù)和均勻系數(shù)能夠直觀地得到缸內(nèi)流動(dòng)和混合數(shù)據(jù)，較大的渦流數(shù)和均勻系數(shù)代表了缸內(nèi)較強(qiáng)的渦流和相對(duì)均勻的混合物分布，從而利于充分燃燒。

(3)凹坑深度較大的縮口室更易產(chǎn)生較強(qiáng)的渦流，改善缸內(nèi)燃燒狀況；而開(kāi)口燃燒室的缸內(nèi)混合情況較差。

(4)只有在缸內(nèi)渦流和湍動(dòng)能同時(shí)都較大的情況下才可以改善燃燒，僅提高湍動(dòng)能會(huì)使燃燒速率加快但缸內(nèi)混合不充分，僅提高渦流會(huì)改善混合狀況但較慢的火焰?zhèn)鞑?huì)降低燃燒放熱率。

(5)縮口燃燒室G1具有高的均勻系數(shù)和渦流數(shù)，油氣混合質(zhì)量好，燃燒效率高，功率輸出相比原機(jī)增大4.6%，排放與原機(jī)基本持平，是最優(yōu)的燃燒室結(jié)構(gòu)；偏直口燃燒室G4可在功率輸出降低0.5%的情況下，NOx排放降低43.3%；開(kāi)口燃燒室的缸內(nèi)燃燒效率較低，對(duì)外做功能力較差。

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(編輯王艷麗)

NumericalSimulationsofPistonBowlGeometryonMarineDieselEngines

ZHAO Changpu SUN Yakun WANG Yaohui ZHANG Zhigang ZHU Yayong

State Key Laboratory of Engines, Tianjin University, Tianjin, 300072

In order to investigate the effects of piston bowl geometry on the performances and emissions for large-bore marine diesel engines, six novel combustion chambers were designed based on the combustion chamber of the prototype, and combustion chamber simulation modeling was established by using AVL five code to simulate the in-cylinder flows, air-fuel mixing and combustion processes with the flow dynamics metrics such as swirl number and uniformity index. Results show that chamber diameter and bowl depth have a great influence on in-cylinder flows. The deeper depth of the re-entrant bowl may result in enhancement of swirl motions and improve the combustions, while a deficient combustion occurs at the lower depth open chamber. Further, high turbulent kinetic energy with a large swirl is important to improve the quality of combustions. It is also found that power output of re-entrant chamber G1 is increased by 4.6% and emission is almost the same as the prototype’s. NOxemission of straight chamber G4 is decreased by 43.3% at a slightly lower power output than that of the prototype. And open chamber is found to have lower engine-out power.

diesel engine; combustion chamber geometry; swirl number; uniformity index; emissions

2016-10-28

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2012AA111705)

TK421.2

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.18.005

趙昌普，男，1964年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院副教授。研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)燃燒與排放控制。發(fā)表論文40余篇。E-mail: cpzhao@tju.edu.cn。孫雅坤，女，1992年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。王耀輝，男，1992年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。張志剛，男，1991年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。朱亞永，男，1990年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。