氣體燃料船用主機預(yù)燃室組件瞬態(tài)溫度場分析

馮立巖，李建寧，王偉堯，隆武強

（1.大連理工大學(xué)內(nèi)燃機研究所，遼寧大連116023；2.大連理工大學(xué)船舶制造國家工程研究中心，遼寧大連116023）

氣體燃料船用主機預(yù)燃室組件瞬態(tài)溫度場分析

馮立巖1，2，李建寧1，王偉堯1，隆武強1，2

（1.大連理工大學(xué)內(nèi)燃機研究所，遼寧大連116023；2.大連理工大學(xué)船舶制造國家工程研究中心，遼寧大連116023）

為了分析氣體燃料船用主機預(yù)燃室組件的熱負(fù)荷狀態(tài)，采用流固耦合方法對預(yù)燃室組件進(jìn)行瞬態(tài)溫度場分析。應(yīng)用三維CFD軟件對某型號中速四沖程氣體燃料船用主機的缸內(nèi)工作過程進(jìn)行數(shù)值模擬，得到預(yù)燃室主要表面的瞬態(tài)熱邊界條件，將熱邊界條件映射到有限元面單元，進(jìn)而通過有限元計算分析出在穩(wěn)定工況下主機預(yù)燃室組件瞬態(tài)溫度場的變化歷程。計算結(jié)果表明：預(yù)燃室組件的最高溫度出現(xiàn)在噴孔表面附近，且預(yù)燃室各部位溫度波動不同，尤以噴孔表面處溫度波動范圍最大。這些都是引起預(yù)燃室組件熱損傷不可忽略的因素，在對預(yù)燃室組件進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化時，應(yīng)著重考慮噴孔部位。

氣體燃料；船用主機；預(yù)燃室；耦合傳熱；熱邊界

氣體燃料船用主機因其在有害排放物控制方面的明顯優(yōu)勢，近年來在國外學(xué)術(shù)界和工業(yè)界得到高度重視，相關(guān)的研究和技術(shù)開發(fā)近十年來發(fā)展迅猛［1］。保證高可靠性是這種新型船用主機應(yīng)用和推廣的最基本條件。由于氣體燃料船用主機的燃料系統(tǒng)及燃燒系統(tǒng)與現(xiàn)在普遍應(yīng)用的直噴式船用柴油機截然不同，氣體燃料船用主機的可靠性問題也具有了相當(dāng)大的特殊性。氣體燃料船用主機預(yù)燃室組件的可靠性問題就是這種特殊性的核心關(guān)鍵之一。為了實現(xiàn)氣體燃料的高效稀燃并避免爆震燃燒，火花塞點燃式的純氣體燃料船用主機要采用預(yù)燃室結(jié)構(gòu)，在預(yù)燃室內(nèi)形成當(dāng)量比混合氣或稍濃混合氣，在保證可靠點火的同時，提高主燃區(qū)點火能量，增大主燃室稀混合氣的火焰?zhèn)鞑ニ俾?，以提高主機的熱效率［2?4］。因此，預(yù)燃室組件是決定氣體燃料船用主機性能和可靠性的核心部件。

預(yù)燃室組件的高強度熱負(fù)荷是造成其可能失效的最重要原因。因此熱負(fù)荷分析是預(yù)燃室組件失效機理研究的基礎(chǔ)。以往的內(nèi)燃機缸內(nèi)部件熱負(fù)荷分析通常以時間平均法給出穩(wěn)態(tài)邊界條件，或者以時間變化但空間平均的方式給出瞬態(tài)邊界條件。這兩種方式計算的邊界條件比較粗糙，與實際情況相去甚遠(yuǎn)。尤其預(yù)燃室內(nèi)的流動非常復(fù)雜，換熱系數(shù)與主機工況、氣體運動狀態(tài)、氣體成分、火焰分布等因素緊密相關(guān)，經(jīng)驗公式或一維工作過程數(shù)值模擬所得到的換熱系數(shù)顯然不能準(zhǔn)確反映預(yù)燃室內(nèi)的復(fù)雜換熱情況，相應(yīng)地?zé)嶝?fù)荷分析準(zhǔn)確性也受到影響。

與時間平均穩(wěn)態(tài)條件方法和空間平均瞬態(tài)條件方法相比，“流固耦合”共軛傳熱模擬方法的邊界條件更接近實際情況，計算精度更高。但這種方法計算量偏大，因而已有的研究大多針對計算量相對較小的缸外部件流固耦合分析［5?6］；ESFAHANIAN應(yīng)用瞬態(tài)流固耦合方法分析了計算活塞溫度場，認(rèn)為該方法計算時間過長，在當(dāng)時看來，這種方法的時效性和經(jīng)濟性較差［7］。近年來隨著計算硬件技術(shù)的迅猛發(fā)展，高性能計算工作站逐漸能夠勝任缸內(nèi)部件的瞬態(tài)流固耦合分析，而且預(yù)燃室內(nèi)換熱過程非常復(fù)雜，進(jìn)行流固耦合瞬態(tài)分析也是非常必要的。

鑒于此，為了提高熱分析邊界條件準(zhǔn)確性，論文采用流固耦合分析方法進(jìn)行熱分析，以三維CFD方法獲取預(yù)燃室內(nèi)的復(fù)雜流動、燃燒及傳熱情況，得到更加接近真實情況的預(yù)燃室組件受熱邊界條件，進(jìn)而進(jìn)行組件的瞬態(tài)結(jié)構(gòu)熱分析。

1 流固耦合基本原理

流固耦合傳熱計算的關(guān)鍵是流體與固體交界面的熱量傳遞，由能量守恒可知，在流固交界面上，固體吸收的熱量等于流體放出的熱量。傳熱邊界條件有3類［8］，本文在計算分析中應(yīng)用第三類熱邊界條件，即給定對流換熱的Robin條件。

在固體側(cè)傳熱為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題，內(nèi)部無熱源，擴散是唯一的輸運過程，并且在計算過程中采用第三類邊界條件，所以能量方程可簡化為

式中：T為固體溫度，T0為邊界處介質(zhì)溫度。

通過主機缸內(nèi)工作過程三維CFD數(shù)值模擬分析計算得到主燃室和預(yù)燃室內(nèi)工質(zhì)的瞬態(tài)變化特性，將工質(zhì)溫度、換熱系數(shù)等瞬態(tài)邊界條件加載于預(yù)燃室組件的有限元模型中進(jìn)行熱分析。圖1為預(yù)燃室組件傳熱過程流固耦合分析流程圖。

圖1 預(yù)燃室溫度場流固耦合分析流程圖Fig.1 Pre?chamber assembly fluid?structure coupled thermal analysis procedure

首先通過一維工作循環(huán)數(shù)值模擬確定三維CFD模擬所需的邊界條件和初始條件；在CFD計算完成后，通過網(wǎng)格映射得到預(yù)燃室組件的三維瞬態(tài)熱邊界條件；將三維瞬態(tài)熱邊界條件加載到有限元分析模型，進(jìn)而進(jìn)行預(yù)燃室組建瞬態(tài)溫度場分析。

應(yīng)用CFD軟件AVL FIRE v2008模擬了某型號大功率氣體燃料中速船用主機的工作過程。

圖2顯示了點火后10°CA預(yù)燃室及主燃室內(nèi)工質(zhì)溫度CFD模擬結(jié)果。該主機的缸內(nèi)工作過程三維CFD模擬分析過程詳見文獻(xiàn)［9］。

圖2 點火后10°CA工質(zhì)溫度的CFD模擬結(jié)果Fig.2 CFD simulating results of gas temperature at 10 °CA after ignition

2 耦合傳熱的有限元模型

與主燃室相比，預(yù)燃室的容積很小，預(yù)燃室與缸蓋接觸部分的傳熱研究相當(dāng)困難，因此，為了避免單件研究方法的不足，在預(yù)燃室基礎(chǔ)上建立了部分缸蓋模型。由于預(yù)燃室結(jié)構(gòu)是不完全軸對稱結(jié)構(gòu)，其溫度場分布也不存在軸對稱性，所以不能進(jìn)行1／2或者1／4結(jié)果分析。燃?xì)夤べ|(zhì)與預(yù)燃室組件之間熱邊界條件的循環(huán)變化，引起預(yù)燃室溫度的波動，由于預(yù)燃室內(nèi)表面及噴孔等處的溫度波動比較大，要保證計算結(jié)果較好的收斂和較高的精度，需要對這些部位進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，以保證計算精度［10］。如圖3所示，共劃分316 831個單元，56 155個節(jié)點。

圖3 預(yù)燃室組件有限元網(wǎng)格Fig.3 Finite element model of pre?chamber and cylinder

3 邊界條件的確定

3.1 初始條件

通過發(fā)動機工作過程一維模擬計算，得到預(yù)燃室和主燃室的瞬時溫度和傳熱系數(shù)，預(yù)燃室和主燃室內(nèi)工質(zhì)當(dāng)量循環(huán)的平均工質(zhì)溫度和平均傳熱系數(shù)分別為

式中：T為燃?xì)鉁囟?，α為傳熱系?shù)。由此求得預(yù)燃室組件的穩(wěn)態(tài)溫度場，并將其作為瞬態(tài)傳熱計算的初始條件。

3.2 熱邊界條件

根據(jù)傳熱介質(zhì)的不同，將預(yù)燃室組件計算模型表面分為Ⅰ和Ⅱ兩部分，如圖4所示。圖中Ⅰ表面包括預(yù)燃室內(nèi)表面、噴孔表面、預(yù)燃室鼻端底面，該表面與預(yù)燃室和主燃室的高溫燃?xì)饨佑|；Ⅱ表面包括預(yù)燃室部分外表面以及缸蓋上側(cè)表面，該表面與冷卻介質(zhì)接觸。

圖4 預(yù)燃室組件示意圖及關(guān)鍵點位置Fig.4 Sketch map of number and location and key points in pre?chamber and cylinder

3.2.1 預(yù)燃室和主燃室燃?xì)鈧?cè)邊界條件（Ⅰ表面）

由發(fā)動機工作過程一維數(shù)值模擬得到額定工況時一個循環(huán)中預(yù)燃室和主燃室工質(zhì)溫度和換熱系數(shù)，其中主燃室和預(yù)燃室工質(zhì)瞬時平均溫度如圖5和6所示。

圖中定義進(jìn)氣上止點為360°CA，燃燒上止點為720°CA。全文其它圖時間定義也依此標(biāo)準(zhǔn)。

根據(jù)三維CFD模擬，獲得預(yù)燃室組建各壁面的溫度和換熱系數(shù)。圖7為780°CA時刻I表面各壁面的溫度及換熱系數(shù)。

圖5 主燃室工質(zhì)瞬時平均溫度Fig.5 Transient mean temperature of the gas in main chamber

圖6 預(yù)燃室工質(zhì)瞬時平均溫度Fig.6 Transient mean temperature of the gas in pre?chamber

圖7 780°CA時刻預(yù)燃室各個表面的溫度及換熱系數(shù)Fig.7 Transient temperature and heat transfer coeffi?cient distribution of the surface of the pre?cham?ber at 780°CA

3.2.2 冷卻水側(cè)邊界條件（Ⅱ表面）

Ⅱ表面與冷卻工質(zhì)接觸，進(jìn)行降溫冷卻。在熱分析過程中，將冷卻介質(zhì)視為恒溫，Ⅱ表面與冷卻水之間的對流放熱系數(shù)，按文獻(xiàn)［11］計算

式中：vw為冷卻水流速，dd為決定尺寸，ρw為冷卻水密度，B為系數(shù)，按冷卻水溫選取。

4 溫度場計算與分析

根據(jù)式（2）和（3）得到的穩(wěn)態(tài)溫度場，作為預(yù)燃室組件瞬態(tài)傳熱計算的初始條件，然后施加瞬態(tài)的熱邊界條件，計算得到額定工況下一個循環(huán)的預(yù)燃室組溫度變化。圖8顯示了840°CA時刻的預(yù)燃室和部分缸蓋溫度云圖。

圖8 840°CA時刻預(yù)燃室組件和部分缸蓋溫度云圖Fig.8 Temperature contour of pre?chamber and cylin?der liner at 723°CA and 880°CA

預(yù)燃室主體，溫度梯度變化顯然是由內(nèi)部工質(zhì)放熱和外部冷卻介質(zhì)吸熱所決定。在預(yù)燃室頸部的向下溫度梯度變化有兩方面原因所造成：1）工質(zhì)溫度和換熱系數(shù)在頸部較高；2）頸部尤其是鼻端部位遠(yuǎn)離冷卻介質(zhì)，散熱效果不好。在噴孔位置的溫度梯度變化也最為劇烈，靠近內(nèi)表面的關(guān)鍵點7與靠近外表面關(guān)鍵點8的溫度差高達(dá)60°C。圖9所給出的預(yù)燃室內(nèi)表面跡線各點溫度變化曲線更加明確地體現(xiàn)了在預(yù)燃室軸向方向溫度分布規(guī)律。

圖9 預(yù)燃室內(nèi)表面切片跡線上溫度分布圖Fig.9 Temperature variation along the cut edge of the internal surface of the pre?chamber

圖9 顯示，預(yù)燃室主體內(nèi)表面溫度相差不大，但預(yù)燃室頸部距離噴孔越近部位，表面溫度越高；在噴孔邊緣處溫度達(dá)到最大，由于高溫燃?xì)庠诖颂幱休^大的擾動，以及強烈熱輻射。

為了體現(xiàn)預(yù)燃室內(nèi)表面的溫度波動情況，對圖4所標(biāo)記的9個關(guān)鍵點溫度隨時間變化的情況予以總結(jié)，如圖10所示。圖10中0、0.58、1.75、2.49 mm為沿壁厚方向距離內(nèi)表面關(guān)鍵點9的距離。

圖10 預(yù)燃室關(guān)鍵點瞬時溫度變化曲線Fig.10 Transient temperature curve of key points of pre?chamber

總體來看，預(yù)燃室內(nèi)表面的溫度變化趨勢和預(yù)燃室內(nèi)氣體工質(zhì)的溫度變化（參見圖6）趨勢基本一致，但是由于受到材料熱慣性的影響，比燃?xì)鉁囟茸兓骄彾揖徛?。在進(jìn)氣沖程，由于主燃室內(nèi)較低溫度的充量進(jìn)入預(yù)燃室，使得預(yù)燃室內(nèi)氣體溫度也逐漸下降；在壓縮沖程，主燃室的較低溫度氣體被持續(xù)壓入預(yù)燃室，壓縮沖程中預(yù)燃室內(nèi)表面溫度繼續(xù)下降；當(dāng)燃燒開始后，預(yù)燃室內(nèi)氣體溫度急劇升高，與之接觸的表面在受熱后溫度隨之升高。

在預(yù)燃室中部位置，如圖10（d）所示，內(nèi)表面關(guān)鍵點9的溫度波動值最大，波動幅值為23°C左右。由于冷卻水的冷卻作用，沿著內(nèi)表面向外表面方向，溫度變小，溫度波動也隨著變小，在距內(nèi)表面2.49 mm以上時溫度基本恒定。

5 結(jié)論

1）溫度場分析通過三維CFD數(shù)值模擬確定預(yù)燃室關(guān)鍵表面的瞬態(tài)熱邊界條件，與時間平均或空間平均法給定熱邊界條件相比，本文預(yù)燃室內(nèi)表面溫度場不存在明顯的溫度過渡線，而是呈現(xiàn)平緩的過度趨勢，更加貼近實際情況。

2）由于預(yù)燃室為半封閉結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部工質(zhì)溫度長時間保持在高溫狀態(tài)并且沒有掃氣過程，在燃燒上止點后20°CA時預(yù)燃室噴孔部位達(dá)到840°C左右高溫，遠(yuǎn)高于一般發(fā)動機的活塞溫度。預(yù)燃室組件長期處在較高的溫度下，對其燃燒系統(tǒng)設(shè)計和耐高溫材料研發(fā)提出了嚴(yán)峻的考驗。

3）主機在穩(wěn)定工況運行時，預(yù)燃室組件溫度處于穩(wěn)定波動狀態(tài)。預(yù)燃室噴嘴端部溫度較高，且波動值大，容易出現(xiàn)較大熱應(yīng)力，產(chǎn)生熱疲勞損傷，因此，需要對預(yù)燃室進(jìn)行應(yīng)力分析及疲勞分析，并進(jìn)行強度校核。

［1］馮立巖.我國氣體燃料大型船用主機的發(fā)展策略探討［J］.柴油機，2011，33（5）：6?10.

FENG Liyan.Domestic development strategy of gas?fulled large marine main engine［J］.Diesel Engine，2011，33（5）：6?10.

［2］ROETHLISBERGER R P，F(xiàn)AVRAT D.Investigation of the prechamber geometrical configuration of a natural gas SI en?gine for cogeneration part II experimentation［J］.Internation?al Journal of Thermal Sciences，2003，42：239?253.

［3］SIMPSON D J，OLSEN D.Precombustion chamber design for emissions reduction from large bore NG engines［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2010，132：122802?7.

［4］ZHU Jianguo，WIMMER A，SCHNE?L E，et al.Parameter based combustion model for large prechamber gas engines［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2010，132：082806?6.

［5］鄧幫林，劉敬平.基于雙向流固耦合的汽油機排氣歧管熱應(yīng)力分析［J］.內(nèi)燃機學(xué)報，2011，29（6）：549?554.

DENG Banglin，LIU Jingping.Thermal stress analysis of gas?oline engine exhaust manifold based on two?way FSI［J］.Transactions of CSICE，2011，29（6）：549?554.

［6］趙宏國，白敏麗，王宇，等.耦合法在柴油機傳熱研究中的應(yīng)用［J］.小型內(nèi)燃機與摩托車，2007，36（6）：1?5.

ZHAO Hongguo，BAI Minli，WANG Yu，et al.Application of coupled methods on heat transfer of 6110 diesel engine［J］.Small Internal Combustion Engine and Motorcycle，2007，36（6）：1?5.

［7］ESFAHANIAN V，JAVAHERI A，GHAFFARPOUR M.Thermal analysis of an SI engine piston using different com?bustion boundary condition treatments［J］.Applied Thermal Engineering，2006，26：277?287.

［8］楊世銘，陶文栓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.4版.北京：高等教育出版社，2008：41?47.

［9］馮立巖，田江平，翟君，等.氣體燃料船用主機工作過程三維數(shù)值模擬［J］.哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報，2014，35（7）：807?813.

FENG Liyan，TIAN Jiangping，ZHAI Jun，et al.3?D numer?ical simulation of the working process of a gas?fuelled marine engine［J］.Journal of Harbin Engineering University，2014，35（7）：807?813.

［10］原彥鵬，張為正，程曉果，等.高強化內(nèi)燃機活塞瞬態(tài)溫度場分布規(guī)律研究［J］.內(nèi)燃機工程，2005，26（4）：35?38.

YUAN Yanpeng，ZHANG Weizheng，CHENG Xiaoguo，et al.Study of piston's transient temperature?field distributing orderliness for heavy duty engines［J］.Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2005，26（4）：35?38.

［11］馮立巖，范立云，隆武強，等.柴油機活塞組耦合模型有限元分析［J］.汽車工程，2004，26（2）：153?156.

FENG Liyan，F(xiàn)AN Liyun，LONG Wuqiang，et al.Finite element analysis on a coupled model for piston assembly of a diesel engine［J］.Automotive Engineering，2004，26（2）：153?156.

Numerical simulation of pre?chamber assembly's transient temperature field for a gas?fueled marine engine

FENG Liyan1，2，LI Jianning1，WANG Weiyao1，LONG Wuqiang1，2
（1.Institute for Internal Combustion Engines，Dalian University of Technology，Dalian 116023，China；2.National Engineering Re?search Center of Shipbuilding，Dalian University of Technology，Dalian 116023，China）

In order to analyze the thermal load of the pre?chamber assembly of a marine gas?fueled engine，the flu?id?structure coupling method was used to analyze the transient temperature field of the pre?chamber assembly.With the aid of a 3?D computational fluid dynamic（CFD）software package，the working process of a gas?fueled interme?dium speed，four?stroke marine engine was simulated and the transient thermal boundary condition of the pre?cham?ber's main surface was output.Through mapping the transient thermal boundary condition to the surface unit of the elements of the finite element analysis（FEA）model of the assembly，the variation of the transient temperature field of the pre?chamber assembly under stable operation load was analyzed with FEA method.The results show that the highest temperature appears around the surface of orifices when the pre?chamber assembly temperature reaches an equilibrium state，and the temperature fluctuations are different in different parts of the pre?chamber assembly，and the surface around the orifices has the largest temperature fluctuation.These facts could be the potential factors that cause the possible failure of pre?chamber assembly.The orifices have the top priority for the optimization of pre?chamber structure.

gas fuel；marine engine；pre?chamber；coupled heat transfer；thermal boundary

10.3969／j.issn.1006?7043.201401011

http：／／www.cnki.net／kcms／doi／10.3969／j.issn.1006?7043.201401011.html

TK43

A

1006?7043（2015）02?0156?05

2014?01?06.網(wǎng)絡(luò)出版時間：2014?11?27.

國家自然科學(xué)基金資助項目（51079026，51479028）；遼寧省自然科學(xué)基金資助項目（20102033）；中央高?；A(chǔ)科研業(yè)務(wù)費資助項目（DUT12JN03）.

馮立巖（1973?），男，副教授.

馮立巖，E?mail：fengli＠dlut.edu.cn.