柴油机螺旋进气道直流段的正交优化设计_张韦.pdf

2023 年第 42 卷7 月第 7 期机 械 科 学 与 技 术Mechanical Science and Technology for Aerospace EngineeringJulyVol422023No7http:/journalsnwpueducn/收稿日期:20210726基金项目:国家自然科学基金项目(51665023，51666007)作者简介:张韦(1979)，教授，博士生导师，博士，研究方向为内燃机燃烧与排放控制，koko575 aliyuncom通信作者:陈朝辉，副教授，博士，chenzhaohuiok sinacom张韦，庞晨晨，包广元，等柴油机螺旋进气道直流段的正交优化设计 J 机械科学与技术，2023，42(7):1120-1128柴油机螺旋进气道直流段的正交优化设计张韦1，庞晨晨1，包广元1，陈朝辉1，陈永2，范吉文2(1 昆明理工大学 云南省内燃机重点实验室，昆明650500;2 昆明云内动力股份有限公司，昆明650500)摘要:通过构建 YN33 柴油机气道-气门-燃烧室计算流体动力学(Computational fluid dynamics，CFD)模型，以涡流比和进气量作为评价指标，对柴油机螺旋进气道直流段的直流段上偏角、直流段下偏角、直流段长度这 3 个关键结构参数进行正交优化设计。结果表明:直流段长度对缸内涡流比、进气量的影响最大;直流段上偏角、直流段下偏角及直流段长度 3 个参数，分别取值 82、85和69 mm 时，可使缸内涡流比和进气量相对原机分别提高 2602%与 550%;在此条件下，放热率峰值和累积放热量与原机相比分别增加了 492%和 829%。关键词:柴油机;螺旋进气道;气道直流段;涡流比;进气量;正交优化设计中图分类号:TK421文献标志码:ADOI:1013433/jcnki1003-872820220066文章编号:1003-8728(2023)07-1120-09Orthogonal Optimization Design of Direct Current Sectionof Diesel Engine Helical Intake PortZHANG Wei1，PANG Chenchen1，BAO Guangyuan1，CHEN Zhaohui1，CHEN Yong2，FAN Jiwen2(1 Yunnan Province Key Laboratory of Engines，Kunming University of Science and Technology，Kunming 650500，China;2 Kunming Yunnei Power Co，Ltd，Kunming 650500，China)Abstract:Based on the computational fluid dynamics(CFD)model for YN33 diesel engine，three key structuralparameters of helical intake port direct current(DC)section are optimized by using the orthogonal optimizationdesign Those three parameters are the upper deflection angle of DC section，the lower deflection angle of DC sectionand the length of DC section In addition，swirl ratio and air input are used as evaluation indexes The results showthat the length of the DC section has the greatest influence on the swirl ratio and air input When the upper deflectionangle of the DC section，the lower deflection angle of the DC section and the length of the DC section are 82，85and 69 mm，respectively，the in-cylinder swirl ratio and intake air volume can be increased by 2602%and 550%，respectively，comparing with the original machine Under the present condition，the peak heat release rate andaccumulated heat release increased by 492%and 829%respectively comparing with the original machineKeywords:diesel engine;helical intake port;DC section of intake port;swirl ratio;air input;orthogonaloptimization design当前柴油机采用以扩散燃烧为主的燃烧方式，这使得燃油与空气的混合速度决定了缸内燃料的燃烧速度1。空气在进气行程中通过进气道进入气缸，其运动状态影响着缸内的气流运动、油气混合和燃烧速度2。组织良好的气流运动，有利于燃油与空气在缸内充分混合，提高可燃混合物的均匀度，增加燃烧速率并延长可燃性极限3，从而提升燃烧品质，改善柴油机动力性与经济性4-5。因此，合理的进气道设计对有效组织缸内进气、改善燃烧尤为重要。第 7 期张韦，等:柴油机螺旋进气道直流段的正交优化设计http:/journalsnwpueducn/近年来，各国学者对柴油机进气道优化设计、流动特性评价等进行了广泛研究。Shigefumi 等 6 将拓扑优化法与曲面几何优化技术相结合，对进气道内腔形状进行了优化。Wang 等 7 采用数值模拟与实验相结合的方式，优化了螺旋进气道蜗壳半径结构和进出口截面尺寸，大幅度提高了涡流比。Sharma 等 8 通过优化进气歧管的几何形状，改善了进气涡流，提高了燃烧效率。Agarwal 等 9 利用层析粒子成像测速技术，研究了进气道几何形状对空气流动特性的影响。Benajes等 10 基于发动机全局能量平衡理论，分析了涡流比对有效热效率和燃烧室传热的影响。目前，大部分学者通常对螺旋进气道进行整体研究，而采用解耦的思想对螺旋气道直流段进行针对性的研究则鲜有报道。对螺旋进气道直流段重点研究，有助于增加进气流量、提高涡流比，促进缸内燃烧。本文选取 YN 单螺旋气道柴油机作为研究对象，采用 CFD 模拟与正交优化设计相结合的方法，重点研究单螺旋进气道的 3 个关键结构参数:直流段上偏角、直流段下偏角 和直流段长度 L 对缸内涡流比、进气量，以及发动机燃烧特性的影响。通过对螺旋气道直流段各关键参数进行正交试验设计，探寻螺旋气道直流段对缸内涡流比和进气量的影响规律，达到改善柴油机进气及燃烧特性的目的。1气道 CFD 模型的构建与验证11发动机进气道性能评价指标评价发动机进气道的性能，主要是评价气流流通能力及涡流形成能力两个指标。本文采用 AVL 涡流比评价法来判定柴油机进气道的性能，主要包括 2 个重要指标:流量系数 和涡流比 S11。流量系数:通过进气道流入气缸的实际进气质量流量与理论进气质量流量之比，表征不同气门升程下的气体流通能力。涡流比 S:叶片风速仪转速与发动机虚拟转速之比，表征不同气门升程下的涡流形成能力。流量系数 的计算公式如下:=mactualmtheo(1)mtheo=A2Pm(2)式中:mactual为实际质量流量，kg/s;mtheo为理论质量流量，kg/s;A为气门座圈面积，m2;为气缸内密度，kg/m3;P 为压力差，Pa;m为平均密度，kg/m3。涡流比 S的计算公式如下:S=npaddnmot(3)nmot=30mAS(4)A=D24(5)简化涡流比为S=AD30m(6)式中:npadd为叶片风速仪转速，r/min;nmot为发动机虚拟转速，r/min;m 为进气质量流量，kg/s;为气缸内密度，kg/m3;A 为气缸截面积，m2;S 为活塞行程，m;D 为气缸直径，m;m为平均质量流量，kg/s。12CFD 模型的构建及网格划分本文选取 YN 单螺旋气道柴油机作为研究对象，其主要技术参数如表 1 所示。发动机进、排气门的升程曲线如图 1 所示，其中，设置压缩上止点为0 CA，进气门开启时刻为 343 CA、关闭时刻为568 CA;排气门开启时刻为 118 CA、关闭时刻为354 CA，气门重叠期为 11 CA。曲轴转角为上止点之后。表 1YN 柴油机主要技术参数Tab 1The main technical parameters of the YN diesel engine参数数值型号YN33CD1型式4 缸直列、4 冲程缸径行程/mm100105发动机排量/L3298压缩比175 1标定功率/kW85(3 200 r/min)最大扭矩/Nm300(1 6002 400 r/min)气门重叠角/CA11燃烧室型式直喷 型气缸套型式湿式增压系统废气涡轮增压器燃油系统BOSCH 高压共轨系统图 1YN 柴油机进、排气门升程曲线Fig 1Intake and exhaust valve lift curves for the YN diesel engine1211机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/利用 UG 构建气道-气门-燃烧室 CAD 模型，如图 2 所示，将该模型导入 Converge 软件进行 CFD 模型的构建。在模型构建过程中，网格尺寸是一个重要的参数设置，受到计算精度和计算效率的双重制约。本文选用 3 mm、3.5 mm 和4 mm 这3 种网格尺寸进行网格敏感性分析，以缸内压力和涡流比作为参考标准，计算结果如图 3 所示。由图 3 可知，3 种网格尺寸的缸压、涡流比曲线重合度较好，说明4 mm网格尺寸的模型已经可以很好的描述缸内的涡流运动情况，满足模拟需求。图 3 中，曲轴转角为上止点之后。图 2气道-气门-燃烧室 CAD 模型Fig 2CAD model of the air inlet duct-valve-combustion chamber图 3网格敏感性分析Fig 3Grid sensitivity analysis图 4 为气道-气门-燃烧室 CFD 模型，基础网格尺寸为 4 mm，网格类型为六面体网格。图 5 为 CFD模型的网格数量随曲轴转角的变化，当活塞运动到下止点时，网格数量达到最大，为 112.5 万个，而当活塞处于上止点时，网格数量减少为 28 万个。由于不考虑发动机排气过程的影响，因此仿真历程为进气门开启时刻到排气门开启时刻。图 5 中，曲轴转角为上止点之后。图 4气道-气门-燃烧室 CFD 模型Fig 4CFD model of the air inlet duct-valve-combustion chamber图 5计算过程中的 CFD 模型网格数量Fig 5Number of grids in the CFD model duringthe calculation process仿真计算的发动机运行工况选择 YN 单螺旋气道柴油机的最大扭矩转速 2 000 r/min、100%负荷，单缸循环喷油量为 0.054 5 g，初始条件、边界条件的设置及 CFD 子模型的选取如下:1)初始条件:进气温度为 324 K;进气压力为0.176 MPa;2)边界条件:活塞顶壁面温度为575 K;气缸盖壁面温度为 575 K;缸套壁面温度为 523 K;进气门温度为 480 K;3)CFD 子模型:湍流模型为 NG k-12;气体状态方程为 edlich-Kwong13;喷雾破碎模型为 KH-T14;液滴蒸发模型为 Frossling15;液滴碰撞模型为 No-time counter16;液滴为壁面相互作用为 Wallfilm17;燃烧模型为化学动力学模型18。13CFD 模型的验证图 6 为 YN 发动机在 2 000 r/min、100%负荷运行工况下，缸内压力和质量流量的 CFD 模拟值与发动机试验值的对比，图中曲轴转角为上止点之后。试验值为 YN 单螺旋气道高压共轨柴油机的台架试验实际测量数据。图 6a)显示，缸内压力的模拟值和试验值吻合度较高，最大误差为 2.27%，说明2211第 7 期张韦，等:柴油机螺旋进气道直流段的正交优化设计http:/journalsnwpueducn/CFD 模型能够较好的反映缸内燃烧过程。由图 6b)中的进气质量流量试验值为发动机台架上的层流流量计测量值，与模拟值相比二者误差仅为 1.91%。因此，本文所构建的 CFD 模型能达到仿真需求。图 6CFD 模型验证Fig 6Validation of the CFD model2气道直流段结构的定量研究柴油机进气道的设计目的是将具有恰当涡流强度的新鲜气体尽可能多地供入气缸内，因此进气道在产生合适涡流的同时需要尽量减小进气阻力。传统进气道的优化设计，主要针对螺旋气道整体进行优化设计以提高进气流动特性19-20。但螺旋进气道是多元素构成的复杂几何体，其形体结构复杂，呈自由表面结构，难于用几何尺寸精准描述。由于影响气流穿过气道在缸内形成特定流动状态的结构参数较多，且各结构参数既彼此独立也相互作用。因此，找出影响螺旋气道流动特性的关键结构参数，并分析其影响规律是柴油机进气道设计的难点。采用解耦的思想，可将螺旋进气道分解为直流段、过渡段及螺旋段 3 部分，本论文将重点针对直流段结构参数的优化进行研究。YN 螺旋进气道在缸盖中的定位，及其所受的约束如图7 所示。单螺旋气道直流段的关键设计参数:为气道入口上方壁面与入口截面的夹角，为气道入口下方壁面与入口截面的夹角;为气道入口上方壁面与气道入口下方壁面的夹角，此时，=84，=82，=14。L 为气道入口截面与螺旋气道直流段最小截面之间的长度，参数定义如图 8 所示。将螺旋气道直流段的最小截面、入口截面作为设计约束，构建ABC 和梯形EBCF，并通过改变直流段上偏角、下偏角 及直流段长度 L 利用三角函数关系，可定量研究气道直流段结构参数对缸内涡流比、进气量的影响。图 7YN 螺旋进气道在缸盖中的定位Fig 7Positioning of the spiral air inlet duct inthe cylinder head of the YN engine图 8螺旋气道直流段设计参数定义Fig 8Design parameter definitions for the straightsection of the spiral air inlet duct同时改变进口截面和最小截面，考察直流段结构参数对缸内涡流比、进气量的影响。螺旋气道直流段上限定义为:进口截面上偏，同时最小截面前移/后移，使得 ABBC。螺旋气道直流段下限定义为:进口截面下偏，同时最小截面前移/后移，使得 ACCB。其中，old为原机上偏角，old为原机下偏角，Lold为原机直流段长度，ABold、ACold为原机三角形边长，EBold、FCold为原机梯形边长，new为边界下偏角，new为边界下偏角，Lnew为边界直流段长度，ABnew、ACnew为边界三角形边长，EBnew、FCnew为边界梯形边长。图 9 为螺旋气道直流段上限，由图 9a)可知，进口截面上偏-最小截面前移达到上限时，上偏角、下偏角、直流段长度取值分别为=75old，=90old，L=59 mmLold。此时有 tannew0.25tanold，ABold/ABnew=1.14，ACold/ACnew=1.10，EBold/EBnew=1.22，FCold/FCnew=1.17。3211机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/由图 9b)可知，进口截面上偏-最小截面后移达到上限时，上偏角、下偏角、直流段长度取值分别为=78old，=90old，L=73 mmLold。此时有tannewtanold0.25，ABold/ABnew=0.91，ACold/ACnew=0.89，EBold/EBnew=0.98，FCold/FCnew=0.97。图 9螺旋气道直流段上限Fig 9Upper limit of the straight section ofthe spiral air inlet duct图 10 为螺旋气道直流段下限，由图 10a)可知，进口截面下偏-最小截面前移达到下限时，上偏角、下偏角、直流段长度取值分别为=90old，=75old，L=59 mmLold。此时有 tannew0.25tanold，ABold/ABnew=1.10，ACold/ACnew=1.14，EBold/EBnew=1.16，FCold/FCnew=1.21。由图 10b)可知，进口截面下偏-最小截面后移达到下限时，上偏角、下偏角、直流段长度取值分别为=90old，=77old，L=73 mmLold。此时有tannewtanold0.25，ABold/ABnew=0.95，ACold/ACnew=0.98，EBold/EBnew=0.96，FCold/FCnew=0.98。图 10螺旋气道直流段下限Fig 10Lower limit of the straight section of the spiral air inlet duct图11 为螺旋气道直流段设计边界，螺旋气道直流段的设计边界为，上偏角、下偏角、直流段长度取值分别为=75，=75，L=73 mm。图 11 中，=30，old=84，old=82。表2 为原机-边界直流段参数对比。图 11螺旋气道直流段设计边界Fig 11Design boundaries of the straight sectionof the spiral air inlet duct表 2原机-边界直流段参数对比Tab2Comparison of original engine and boundary straight section parameters名称/LLold/LnewABABold/ABnewACACold/ACnewold/new原机84821.02471192.8192.214边界75751730.9731311.4721311.467300.467图 12 为原机-上限的涡流比变化曲线，进口截面上偏-最小截面前移(峰值涡流比 5.24)原机(峰值涡流比 3.29)进口截面上偏-最小截面后移(峰值涡流比 3.11)。图 13 为原机-上限的进气量变化曲线，进口截面上偏-最小截面后移(进气量 1.65 g)原机(进气量 1.51 g)进口截面上偏-最小截面前移(进气量 1.42 g)。图 12 和图 13 中，曲轴转角为上止点之后。图 12原机-上限的涡流比Fig 12Vortex ratio at the upper limit of the original engine4211第 7 期张韦，等:柴油机螺旋进气道直流段的正交优化设计http:/journalsnwpueducn/图 13原机-上限的进气量Fig 13Intake air mass flow rate at the upper limitof the original engine图 14 为原机-下限的涡流比变化曲线，原机(峰值涡流比 3.29)进口截面下偏-最小截面前移(峰值涡流比 2.81)进口截面下偏-最小截面后移(峰值涡流比 2.06)。图 15 为原机-下限的进气量变化曲线可知，进口截面下偏-最小截面后移(进气量1.67 g)原机(进气量 1.51 g)进口截面下偏-最小截面前移(进气量 1.43 g)。图 14 和图 15 中，曲轴转角为上止点之后。图 14原机-下限的涡流比Fig 14Vortex ratio at the lower limit of the original engine图 15原机-下限的进气量Fig 15Intake air mass flow rate at the lower limitof the original engine3气道直流段的正交设计柴油机单螺旋气道直流段各结构参数，对缸内涡流比和进气量的影响并非单纯叠加，而是相互作用、相互制约。对各结构参数进行恰当取值，得到最佳组合，进气流动特性才能得到有效改善。通过对直流段关键结构参数的正交试验设计，分析各个结构参数与涡流比、进气量之间的相关关系，进而选择出最佳的参数组合。31直流段结构参数正交试验方案将上偏角、下偏角、直流段长度 L 这 3 个直流段参数作为影响因素，并分别设置 3 组水平如表 3所示，将涡流比和进气量作为评价指标，选用L9(33)正交表进行正交试验，试验方案及试验结果如表 4 所示。由试验结果可知，方案 1 即上偏角、下偏角、直流段长度 L 分别为=86 old、=85old、L=73 mmLold时，缸内涡流比最小为3.02原机的 3.29，进气量为 1.47 g 原机的进气量1.51 g，涡流比和进气量相 对 原 机 分 别 降 低 了8.27%、2.91%;方案 9 即上偏角、下偏角、直流段长度 L 分别为=82old、=85old、L=69 mmLold时，缸内涡流比达到最大 4.15原机的 3.29，进气量最大为 1.59 g原机的进气量 1.51 g，涡流比和进气量相对原机分别提高了 26.02%、5.50%。表 3正交试验因素水平表Tab 3Levels of orthogonal experimental factors水平/()/()L/mm186857328482713827969表 4试验方案及试验结果Tab 4Experimental design and results方案/()/()L/mm涡流比进气量/g18685733.021.4728682713.441.5738679693.661.6048479733.191.4958485713.721.5568482694.071.5978282733.271.5288279713.831.5698285694.151.595211机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/32直流段结构参数正交结果分析正交试验结果的分析主要采用两种方法:方差分析法和极差分析法。极差分析法简单直观、计算量小，本文采用该方法来分析上偏角、下偏角、直流段长度 L 这 3 个直流段参数对发动机涡流比和进气量的影响程度。正交试验中，根据极差 的大小，可以判断因素对指标的重要程度，得到因素主次顺序21。表 5 为正交试验结果分析，由 A可知，对涡流比影响最大的因素是螺旋气道直流段长度，其次是直流段上偏角，最小的是直流段下偏角。同样，由 B可知，对进气量影响最大的因素是螺旋气道直流段长度，其次是直流段下偏角，最小的是直流段上偏角。表 5试验结果分析Tab 5Analysis of experimental results指标/()/()L/mmK110.1210.899.48K210.9810.7810.99K311.2510.6811.88涡流比k13.373.633.16k23.663.593.66k33.753.563.96极差 A0.380.070.80K14.644.614.48K24.634.684.68K34.674.654.78进气量/gk11.551.541.49k21.541.561.56k31.561.551.59极差 B0.010.020.10图 16 为各因素与水平对涡流比的影响。随着直流段上偏角、直流段长度的减小，涡流比明显增大;随着直流段下偏角的减小，涡流比逐渐减小。这是因为直流段长度、上偏角的改变引起气道内切向气流和旋转气流的比例发生变化。缩短直流段，使得气体进入气缸的沿程阻力减小，进气量增大，而减小直流段上偏角，气流在气道直流段内的流速增加，增大了进气动量，使气体进入螺旋过渡段、螺旋段的切向速度和螺旋速度增大，涡流比随之增大。图 17 为各因素与水平对进气量的影响。直流段长度对进气量影响最大，随着直流段长度的缩短，进气量逐渐增加;而直流段上、下偏角对缸内进气量影响较小。这是因为当气门全开时，气道直流段和螺旋段过渡处的最小截面积对缸内进气量的大小起决定作用。因此，在进气道设计中须合理协调直流段上偏角、直流段下偏角及直流段长度，以达到气道涡流比和进气量的要求。图 16气道直流段的因素与水平对涡流比的影响Fig 16The influence of factors and levels of the straightsection of the air inlet duct on vortex ratio图 17气道直流段的因素与水平对进气量的影响Fig 17The influence of factors and levels of thestraight section on intake air mass flow rate33直流段结构参数对发动机燃烧特性的影响调整螺旋进气道直流段关键结构参数，可以提高发动机的涡流比和进气量，也会影响发动机的缸内燃烧。选取方案 9 和方案 1 与原机进行比较，研究直流段关键结构参数组合对发动机燃烧特性的影响。图 18图 21 为不同结构参数组合对缸内压力、缸内温度、放热率和累积放热量的影响，其中，曲轴转角为上止点之后。相比原机，方案 9 的缸内燃烧性能得到明显改善，缸内压力峰值增加了 0.69%，缸内温度峰值增加了 4.92%，放热率峰值增加了18.61%，累积放热量增加了 8.29%。方案 9 的结构参数组合增大了涡流比和进气量。涡流比的增大加速了燃油与空气的混合，提高了可燃混合物的均匀度;进气量的增加为缸内提供了更多的氧气，促使燃烧速率加快，燃烧品质得到提升。而方案 1 的关键结构参数组合减小了涡流比和进气量，使得缸内燃烧过程恶化，缸内压力、缸内温度、放热率的峰值以及累积放热量明显降低。6211第 7 期张韦，等:柴油机螺旋进气道直流段的正交优化设计http:/journalsnwpueducn/图 18直流段关键结构参数对缸内压力的影响Fig 18The influence of the key structural parameters of thestraight section on in-cylinder pressure图 19直流段关键结构参数对缸内温度的影响Fig 19The influence of the key structural parameters of thestraight section on in-cylinder temperature图 20直流段关键结构参数对放热率的影响Fig 20The influence of the key structural parameters of thestraight section on heat release rate图 21直流段关键结构参数对累积放热量的影响Fig 21The influence of the key structural parameters of thestraight section on cumulative heat release4结论1)螺旋气道直流段结构参数定量化研究显示，在涡流比和进气量最优时，由直流段关键结构参数构成的ABC 和梯形 EBCF 满足:tannew0.25tanold，ABold/ABnew1，ACold/ACnew1，EBold/EBnew1，FCold/FCnew1 的关系。2)通过螺旋气道直流段上偏角、直流段下偏角及直流段长度的正交分析，可知这 3 个结构参数对缸内涡流比的影响较大，对进气量的影响相对较小;其中，对涡流比和进气量影响最大的结构参数是直流段长度。3)螺旋气道直流段在上偏角 82、下偏角 85、直流段长度 69 mm 的条件下，缸内涡流比为 4.15，进气量为 1.59 g，涡流比和进气量相对原机分别提高了 26.02%、5.50%;同时，使得缸内压力峰值、缸内温度峰值、放热率峰值和累积放热量分别增加了0.69%、4.92%、18.61%和 8.29%。参考文献 1 WANG G X，YU W B，LI X B，et al Experimental andnumerical study on the influence of intake swirl on fuelspray and in-cylinder combustion characteristics on largebore diesel engine J Fuel，2019，237:209-221 2 YOON S，LEE S，KWON H，et al Effects of the swirlratio and injector hole number on the combustion andemission characteristics of a light duty diesel engine J Applied Thermal Engineering，2018，142:68-78 3YOUSEFI A，GUO H S，BIOUK M Effect of swirlratio on NG/diesel dual-fuel combustion at low to highengine load conditions J Applied Energy，2018，229:375-388 4 CHEN Y L，LI X，SHI S N，et al Effects of intakeswirl on the fuel/air mixing and combustion performancein a lateral swirl combustion system for direct injectiondiesel engines J Fuel，2021，286:119376 5 CHAALAMBIDES A G，SAHU S，HADALUPAS Y，et al Evaluation of Homogeneous Charge CompressionIgnition(HCCI)autoignitiondevelopmentthroughchemiluminescenceimagingandProperOrthogonalDecomposition J AppliedEnergy，2018，210:288-302 6 TOKUDA S，KUBOTA M，NOGUCHI Y Developmentof CFD shape optimization technology using the adjointmethod and its application to engine intake port design J 7211机 械 科 学 与 技 术第 42 卷http:/journalsnwpueducn/SAE International Journal of Engines，2013，6(2):833-842 7 WANG G X，YU W B，LI X B，et al Influence of fuelinjection and intake port on combustion characteristics ofcontrollable intake swirl diesel engineJ Fuel，2020，262:116548 8 SHAMA V K，MOHAN M，MOULI C Effect of intakeswirl on the performance of single cylinder directinjection diesel engineJ IOP Conference Series:Materials Science and Engineering，2017，263(6):062077 9 AGAWAL A K，GADEKA S，SINGH A P In-cylinderair-flow characteristics of different intake port geometriesusing tomographic PIVJ Physics of Fluids，2017，29(9):095104 10 BENAJES J，OLMEDA P，MATN J，et al Evaluationof swirl effect on the global energy balance of a HSDIdiesel engine J Energy，2017，122:168-181 11 张韦，解礼兵，陈朝辉，等进气道螺旋段关键结构参数多目标优化设计J 汽车工程，2021，43(3):337-344ZHANG W，XIE L B，CHEN Z H，et al Multi-objective optimization design of key structural parametersof spiralsectionofhelicalinlet J AutomotiveEngineering，2021，43(3):337-344(in Chinese)12DAI X Y，WANG Z M，LIU F S，et al The effect ofnozzle structure and initial state on the primary breakupof diesel spray J Fuel，2020，280:118640 13OSTAMIAN H，LOTFOLLAHI M N Modified edlich-KwongandPeng-obinsonequationsofstateforsolubility calculation of solid compounds in supercriticalcarbon dioxideJ Indian Journal of Science andTechnology，2016，9(16):1-11 doi:10.17485/ijst/2016/v9i16/52344 14 顾雨濛，李铁，魏义杰，等柴油喷雾蒸发仿真中 KH-T 模型的数值试验研究J 内燃机工程，2019，40(1):36-41GU Y M，LI T，WEI Y J，et al Numerical study onKH-T model constants in simulation of evaporatingdiesel sprayJ Chinese Internal Combustion EngineEngineering，2019，40(1):36-41(in Chinese)15 侯硕，曹义华基于雷诺平均 Navier-Stokes 方程的表面传热系数计算J 航空动力学报，2015，30(6):1319-1327HOU S，CAO Y H Calculation of surface heat transfercoefficient based on eynolds-averaged Navier-StokesequationsJ Journal of Aerospace Power，2015，30(6):1319-