柴油機(jī)氣缸套瞬態(tài)溫度場(chǎng)移動(dòng)邊界方法分析

馮立巖, 劉超, 王猛, 王偉堯, 隆武強(qiáng)

(1.大連理工大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)研究所，遼寧 大連 116023； 2.大連理工大學(xué)船舶制造國(guó)家工程研究中心，遼寧 大連 116023; 3.第一汽車集團(tuán)公司技術(shù)中心，吉林 長(zhǎng)春 130011)

柴油機(jī)氣缸套瞬態(tài)溫度場(chǎng)移動(dòng)邊界方法分析

馮立巖, 劉超, 王猛, 王偉堯, 隆武強(qiáng)

(1.大連理工大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)研究所，遼寧 大連 116023； 2.大連理工大學(xué)船舶制造國(guó)家工程研究中心，遼寧 大連 116023; 3.第一汽車集團(tuán)公司技術(shù)中心，吉林 長(zhǎng)春 130011)

在柴油機(jī)缸套有限元分析中，瞬態(tài)熱邊界條件對(duì)缸套的溫度場(chǎng)分布計(jì)算結(jié)果起決定性作用。為了分析某型號(hào)中速柴油機(jī)氣缸套的溫度場(chǎng)及熱負(fù)荷狀態(tài)，采用移動(dòng)邊界方法進(jìn)行了氣缸套溫度場(chǎng)瞬態(tài)分析。通過(guò)一維工作循環(huán)數(shù)值模擬得到缸內(nèi)工質(zhì)瞬時(shí)溫度和換熱系數(shù)，選取燃?xì)鈹?shù)據(jù)變化關(guān)鍵時(shí)間點(diǎn)，結(jié)合該時(shí)刻的活塞位置對(duì)缸套內(nèi)表面進(jìn)行區(qū)域劃分并分別求得不同區(qū)域瞬時(shí)熱邊界條件，進(jìn)而對(duì)氣缸套進(jìn)行周期性載荷施加，計(jì)算得到穩(wěn)定工況下循環(huán)瞬態(tài)溫度場(chǎng)分布情況。計(jì)算結(jié)果表明：在穩(wěn)態(tài)工況運(yùn)行時(shí)，氣缸套表面溫度呈波動(dòng)狀態(tài)，最大波動(dòng)幅值出現(xiàn)在氣缸套上部，該位置的熱負(fù)荷也最為嚴(yán)重。氣缸套表面溫度波動(dòng)幅值沿氣缸軸線向下止點(diǎn)方向不斷減小，缸套內(nèi)部溫度波動(dòng)幅值沿徑向方向迅速衰減。

柴油機(jī)；氣缸套；有限元；邊界條件；瞬態(tài)溫度場(chǎng)；熱負(fù)荷

氣缸套是內(nèi)燃機(jī)的主要受熱部件之一，其工作條件非常惡劣。在工作過(guò)程中，氣缸套內(nèi)壁接觸冷熱交變的氣態(tài)工質(zhì)以及活塞組件，而外壁又被冷卻介質(zhì)所包圍，其受熱極不均勻。氣缸套作為薄壁筒類零件，由于較大的溫度梯度有可能造成過(guò)大的熱變形，致使與活塞組的正常間隙被破壞，磨損增大；如果氣缸套內(nèi)壁溫度過(guò)高將使?jié)櫥闆r惡化，導(dǎo)致活塞、氣缸套擦傷。掌握氣缸套溫度場(chǎng)分布狀態(tài)是準(zhǔn)確分析氣缸套熱負(fù)荷和熱變形情況的基礎(chǔ)，對(duì)于保證高性能內(nèi)燃機(jī)的可靠性是非常重要的[1]。氣缸套溫度場(chǎng)分析還是氣缸套故障分析的必要環(huán)節(jié)之一[2]。氣缸套溫度對(duì)于柴油機(jī)的NOx排放也有重要影響[3]?？梢?jiàn)氣缸套溫度場(chǎng)的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)對(duì)于柴油機(jī)研究與開發(fā)至關(guān)重要。

對(duì)氣缸套進(jìn)行熱負(fù)荷分析時(shí)，準(zhǔn)確獲得氣缸套的受熱邊界條件是分析的關(guān)鍵。在內(nèi)燃機(jī)的一個(gè)工作循環(huán)中，工質(zhì)溫度變化劇烈。另外，由于活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，氣缸套內(nèi)表面與燃?xì)獾慕佑|面積也在周期性變化。高溫燃?xì)鈺r(shí)間上和空間上的高頻率雙瞬態(tài)變化在氣缸套壁面薄層內(nèi)產(chǎn)生周期性的高頻溫度波動(dòng)，這種波動(dòng)時(shí)導(dǎo)致零件失效的一個(gè)重要因素[4]。

受到計(jì)算軟硬件條件的限制，以往的研究大多以穩(wěn)態(tài)傳熱方法求解氣缸套溫度場(chǎng)。俞小莉等[5]在實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用數(shù)學(xué)方法反求得到了氣缸體內(nèi)表面穩(wěn)態(tài)傳熱邊界條件的經(jīng)驗(yàn)公式?；诖私?jīng)驗(yàn)公式，王希珍等[6-7]分別對(duì)穩(wěn)態(tài)工況下氣缸套的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)進(jìn)行了有限元分析。馮立巖等將活塞、活塞環(huán)、氣缸套以接觸對(duì)方式建立耦合模型進(jìn)行傳熱過(guò)程分析[8]。董洪全在研究氣缸套傳熱問(wèn)題時(shí)以氣缸套固定分區(qū)方式進(jìn)行穩(wěn)態(tài)傳熱計(jì)算[9]。高興義等[10]以穩(wěn)定溫度場(chǎng)為初始條件，施加變化的缸套與燃?xì)饨佑|邊界條件進(jìn)行有限元計(jì)算，給出缸套表面層的溫度波動(dòng)情況，但其邊界條件求取時(shí)未考慮邊界空間變化。肖金生等[11]推導(dǎo)了瞬態(tài)邊界條件加載方法，但其分析采用一維簡(jiǎn)化模型且只針對(duì)與燃?xì)庵苯咏佑|區(qū)域，不能得到氣缸套整體溫度波動(dòng)的分布情況。隨著技術(shù)的發(fā)展，目前的高性能計(jì)算工作站足以勝任復(fù)雜的三維瞬時(shí)有限元分析。對(duì)燃燒室部件活塞、氣缸蓋的流固耦合方法分析開始普及。流固耦合計(jì)算的熱邊界條件中，缸外換熱邊界條件可采用三維CFD計(jì)算，缸內(nèi)換熱邊界條件可采用一維工作循環(huán)計(jì)算[11]，或者采用三維CFD計(jì)算[12-14]。但該方法適用于燃?xì)饨佑|表面無(wú)變化的部件，而氣缸套與燃?xì)饨佑|表面隨著活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)呈周期變化，因此氣缸套的瞬態(tài)邊界條件加載需要根據(jù)活塞瞬時(shí)位移建立移動(dòng)邊界。本文以某型號(hào)中速柴油機(jī)氣缸套為研究對(duì)象，通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程數(shù)值模擬得到缸內(nèi)工質(zhì)的瞬時(shí)溫度和換熱系數(shù)；結(jié)合活塞瞬時(shí)位置，對(duì)缸套內(nèi)表面進(jìn)行區(qū)域劃分求得其瞬時(shí)熱邊界條件；進(jìn)而應(yīng)用ANSYS軟件對(duì)氣缸套溫度場(chǎng)進(jìn)行有限元計(jì)算，得到穩(wěn)定工況下循環(huán)瞬態(tài)溫度場(chǎng)分布情況，為缸套的設(shè)計(jì)和分析提供參考。

1 傳熱分析基本理論

在缸套溫度場(chǎng)分析中，可以把缸套看成是無(wú)內(nèi)熱源、各向同性的三維實(shí)體。在直角坐標(biāo)系下，其滿足的瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程[15]為

(1)

式中：ρ、c、λ分別為材料的密度、比熱和導(dǎo)熱系數(shù)，t為時(shí)間，T為氣缸套溫度。

導(dǎo)熱微分方程為數(shù)學(xué)形式，對(duì)于特定的氣缸套導(dǎo)熱現(xiàn)象，求解時(shí)必須給出反映其特點(diǎn)的單值條件。其中包括：

1)幾何條件：氣缸套的幾何形狀，尺寸及相對(duì)位置；

2)物理?xiàng)l件：氣缸套的物理特征，如材料物性參數(shù)，內(nèi)熱源分布情況等；

3)初始條件：t=0時(shí)刻，氣缸套內(nèi)穩(wěn)步分布狀態(tài)：T|t=0=T0(x,y,z)，對(duì)穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱，不需此條件；

4)邊界條件：給定氣缸套各邊界上的熱狀態(tài)，常見(jiàn)有三類：溫度、熱流密度、表面介質(zhì)溫度和對(duì)流換熱系數(shù)。氣缸套導(dǎo)熱計(jì)算采用第三類邊界條件。

2 氣缸套有限元模型建立

本文的研究對(duì)象為某型號(hào)渦輪增壓中冷中速柴油機(jī)，氣缸數(shù)為16缸，呈50°V型夾角布置。柴油機(jī)標(biāo)定功率為2 800 kW，標(biāo)定轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，標(biāo)定工況時(shí)的最大爆發(fā)壓力為13.5 MPa，冷卻方式為壓力水冷循環(huán)。

柴油機(jī)氣缸套為鉆孔冷卻氣缸套，考慮到其為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，利用ProE建立1/2氣缸套幾何模型。建模過(guò)程進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，模型中不考慮小的倒角和圓角等細(xì)節(jié)結(jié)構(gòu)，保留內(nèi)部冷卻孔道。利用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為保證計(jì)算精度，對(duì)氣缸套內(nèi)表面進(jìn)行棱柱層加密。最后劃分132 686個(gè)單元，25 822個(gè)節(jié)點(diǎn)。網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 氣缸套有限元模型Fig.1 The finite element model of the liner

氣缸套材料為鉻鉬銅合金鑄鐵，材料密度為7 300 kg/m3，比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化如表2所示。

表2 氣缸套材料特性隨溫度變化

3 初始條件及熱邊界條件確定

合理的換熱邊界條件和初始條件對(duì)溫度場(chǎng)計(jì)算至關(guān)重要。氣缸套溫度場(chǎng)模擬中采用第三類邊

界條件，即換熱表面介質(zhì)的換熱系數(shù)和相應(yīng)的介質(zhì)溫度。缸套換熱情況復(fù)雜，主要換熱表面有缸套內(nèi)表面，冷卻水套及冷卻水孔，氣缸套與機(jī)架接觸面等。

3.1 初始條件確定

為了得到初始條件，先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)傳熱計(jì)算。發(fā)動(dòng)機(jī)一個(gè)工作循環(huán)中，缸內(nèi)氣體經(jīng)過(guò)進(jìn)氣、壓縮、燃燒、排氣等過(guò)程，壓力和溫度變化很大，這導(dǎo)致燃燒室壁面的換熱情況非常復(fù)雜。要準(zhǔn)確獲得燃?xì)獾臏囟群蛽Q熱系數(shù)，應(yīng)對(duì)特定機(jī)型和工況進(jìn)行缸內(nèi)氣體工作過(guò)程模擬。本文利用GT-POWER建立柴油機(jī)的工作過(guò)程模型，模擬得到額定工況下缸內(nèi)工質(zhì)平均溫度和氣缸壁平均換熱系數(shù)的瞬時(shí)變化曲線，如圖2所示。

根據(jù)以上結(jié)果可以求得燃?xì)馄骄鶕Q熱系數(shù)αm和燃?xì)饩C合平均溫度Tres分別為

圖2 氣缸壁平均換熱系數(shù)和缸內(nèi)工質(zhì)平均溫度瞬時(shí)變化曲線Fig.2 Heat transfer coefficient near cylinder wall and mean temperature vs. crank angle

(2)

(3)

式中：αg、Tg分別為燃?xì)馑矔r(shí)換熱系數(shù)和瞬時(shí)溫度。計(jì)算得到αm為630W/(m2·℃)，Tres為695℃。

按文獻(xiàn)[3]推薦，柴油機(jī)氣缸套內(nèi)表面穩(wěn)態(tài)傳熱邊界條件在軸向高度上有如下分布規(guī)律：

αm(h)=αm(1+k1β)e-β1/3

(4)

Tres(h)=Tres(1+k2β)e-β0.5

(5)

實(shí)際情況中，由于進(jìn)排氣門、噴孔位置的影響，軸向的換熱系數(shù)也應(yīng)有所不同，本文在計(jì)算中忽略換熱系數(shù)的周向差別。

冷卻水側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù)按文獻(xiàn)[10]計(jì)算：

(6)

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。

缸套與機(jī)體間換熱系數(shù)由接觸熱阻決定，其值取決于材料的性質(zhì)、接觸面光潔度和表面壓力等參數(shù)。本文按照經(jīng)驗(yàn)值選取。

3.2 瞬態(tài)傳熱邊界條件確定

缸內(nèi)燃燒放熱是缸套熱負(fù)荷的主要來(lái)源。在工作過(guò)程中工質(zhì)溫度和換熱系數(shù)波動(dòng)劇烈；而且隨著曲軸轉(zhuǎn)角的改變，缸套與工質(zhì)的接觸面積也不斷變化。

3.2.1 氣缸套和活塞相對(duì)位置關(guān)系

確定燃?xì)馀c缸套接觸面積的變化需要確定缸套和活塞的相對(duì)位置的變化規(guī)律。假設(shè)活塞沿缸套內(nèi)壁只做上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)，忽略其擺動(dòng)。氣缸套和活塞的相對(duì)位置關(guān)系可用圖3所示幾何關(guān)系來(lái)表示。

活塞移動(dòng)距離與曲軸轉(zhuǎn)角之間的關(guān)系式為

(7)

式中：l為連桿長(zhǎng)度，r為曲柄半徑。

由活塞和缸套的相對(duì)位置關(guān)系，可計(jì)算出工作循環(huán)內(nèi)缸套與缸內(nèi)工質(zhì)接觸長(zhǎng)度的變化曲線，如圖4所示。

圖3 活塞-缸套位置關(guān)系示意圖Fig.3 The relative position of piston and cylinder liner

圖4 工質(zhì)接觸區(qū)長(zhǎng)度變化曲線Fig.4 The length of contact region of working fluid with liner

3.2.2 缸套內(nèi)表面熱邊界條件

氣缸套內(nèi)表面區(qū)域劃分示意圖如圖5所示，對(duì)于一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)的任一瞬時(shí)，氣缸套內(nèi)表面從上到下可以依次分為三部分：工質(zhì)接觸區(qū)、活塞接觸區(qū)和曲軸箱空氣對(duì)流換熱區(qū)域。

圖5 氣缸套內(nèi)表面區(qū)域劃分示意圖Fig.5 The division of cylinder liner inner face

1)工質(zhì)接觸區(qū)分為兩部分：對(duì)應(yīng)燃燒室區(qū)域和對(duì)應(yīng)火力岸區(qū)域；缸套內(nèi)表面對(duì)應(yīng)于燃燒室區(qū)域的溫度和換熱系數(shù)從燃?xì)馑矔r(shí)溫度和換熱系數(shù)曲線上直接獲取。對(duì)應(yīng)火力岸區(qū)域，由文獻(xiàn)[1]得該區(qū)域放熱系數(shù)約為燃燒室內(nèi)放熱系數(shù)的0.3倍。

2)活塞組接觸區(qū)分為兩部分：活塞環(huán)區(qū)和活塞裙部；活塞組和氣缸套之間通過(guò)潤(rùn)滑油膜連接，將潤(rùn)滑油膜的傳熱簡(jiǎn)化成沿徑向的一維導(dǎo)熱熱阻，只考慮導(dǎo)熱作用[6]。由以上假設(shè)，活塞和缸套間的換熱可寫為

(8)

式中：λoil為潤(rùn)滑油導(dǎo)熱系數(shù)，δoil為潤(rùn)滑油厚度，Tp為活塞溫度，Tl為缸套溫度。關(guān)于潤(rùn)滑油膜厚度，環(huán)區(qū)選取10～20μm，裙部選取0.5mm。

3)曲軸箱空氣對(duì)流區(qū)域；參考經(jīng)驗(yàn)數(shù)值，選取曲軸箱換熱系數(shù)為200W/(m2·℃)，曲軸箱溫度選取80℃。

4 溫度場(chǎng)計(jì)算與結(jié)果分析及驗(yàn)證

4.1 溫度場(chǎng)計(jì)算

瞬態(tài)計(jì)算時(shí)，考慮到計(jì)算機(jī)的計(jì)算能力，選擇缸內(nèi)工質(zhì)數(shù)據(jù)變化關(guān)鍵點(diǎn)。一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)，共選取18個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)。壓縮和燃燒階段，由于工質(zhì)溫度和換熱系數(shù)變化劇烈，關(guān)鍵點(diǎn)選取較為密集，進(jìn)排氣階段選點(diǎn)較為稀疏。對(duì)于每一個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)，以此時(shí)刻活塞位置為基準(zhǔn)將內(nèi)表面分為不同區(qū)域，并分別求得各自的熱邊界條件，進(jìn)而以缸套內(nèi)表面軸向長(zhǎng)度為橫坐標(biāo)，對(duì)應(yīng)的溫度和換熱系數(shù)為縱坐標(biāo)，生成一組表格文件作為此時(shí)刻內(nèi)表面的瞬態(tài)熱邊界條件。將所有時(shí)刻的熱邊界條件輸入ANSYS，以時(shí)間為坐標(biāo)，選擇坡道加載的方式以擬合燃?xì)馇€。最后利用循環(huán)語(yǔ)句進(jìn)行周期性載荷施加。開始計(jì)算一段時(shí)間后計(jì)算穩(wěn)定，得到氣缸套循環(huán)瞬態(tài)溫度場(chǎng)結(jié)果。4.2 結(jié)果分析

圖7顯示了400℃A時(shí)刻氣缸套整體溫度場(chǎng)云圖。圖8顯示了270℃A(工作循環(huán)內(nèi)溫度最低)和400℃A(工作循環(huán)內(nèi)溫度最高)時(shí)刻氣缸套局部溫度場(chǎng)對(duì)比圖。圖9顯示了循環(huán)結(jié)束時(shí)即720℃A時(shí)刻內(nèi)壁沿軸向溫度變化圖。

圖6 溫度場(chǎng)計(jì)算流程示意圖Fig.6 The schematic of temperature field calculation

總體看來(lái)，缸套整體溫度分布沿軸向有較大差異，從上到下溫度逐漸降低，溫度最高的區(qū)域?yàn)闅飧滋變?nèi)壁上部對(duì)應(yīng)燃燒室余隙容積的部分。

圖7 270℃A時(shí)刻氣缸套整體溫度云圖Fig.7 The temperature field distribution of cylinder liner at the time of 270℃A

圖8 270℃A和400℃A時(shí)刻局部氣缸套溫度場(chǎng)云圖對(duì)比圖 Fig.8 The temperature field distribution of cylinder liner at the times of 270℃A and 400℃A

圖9 缸套內(nèi)表面軸向溫度變化圖Fig.9 The axial temperature of cylinder liner inner face

為了體現(xiàn)氣缸套內(nèi)表面的溫度波動(dòng)情況，選取不同位置的幾個(gè)點(diǎn)做出其工作循環(huán)內(nèi)溫度變化曲線，如圖10所示。從圖中可以看出，不同位置處溫度變化趨勢(shì)總體一致。缸套上部對(duì)應(yīng)燃燒室余隙容積區(qū)域溫度波動(dòng)最為劇烈，幅值為24℃。隨著軸向距離的增加，溫度波動(dòng)幅值逐漸減小，至距缸套頂面150 mm處幾乎沒(méi)有明顯溫度波動(dòng)。

為了體現(xiàn)氣缸套溫度波動(dòng)在缸套厚度方向的變化情況，選取相同軸向距離(距頂面10 mm)但距內(nèi)表面不同深度的幾個(gè)點(diǎn)，做出其工作循環(huán)溫度變化曲線，如圖11所示。從圖中可以看出，溫度波動(dòng)在深度方向衰減劇烈，隨著深度增加，波動(dòng)幅值迅速減小，距內(nèi)表面1.4 mm處波動(dòng)幅值已經(jīng)很小，3 mm處溫度已經(jīng)平穩(wěn)。

圖10 氣缸套內(nèi)表面不同位置循環(huán)溫度波動(dòng)曲線Fig.10 The variation of transient temperature of the cylinder liner inner face

圖11 氣缸套距內(nèi)表面不同深度溫度波動(dòng)曲線Fig.11 The variation of transient temperature at different depth of the liner

4.3 結(jié)果驗(yàn)證

為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，與廠家給出的氣缸套溫度測(cè)點(diǎn)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。溫度測(cè)試中選擇熱電偶測(cè)量溫度。在氣缸套上鉆直徑為3 mm的盲孔，熱電偶熱節(jié)點(diǎn)焊在接近氣缸套內(nèi)壁面的孔底。溫度測(cè)點(diǎn)有3個(gè)，沿氣缸套周向每隔22.5°依次布置，測(cè)點(diǎn)距缸套頂面68 mm，在柴油機(jī)標(biāo)定負(fù)荷條件下，三個(gè)測(cè)點(diǎn)①、②、③的溫度測(cè)量值依次為148.6℃、152.3℃、147.0℃(如圖12)。

圖12 氣缸套溫度測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.12 The liner temperature measurement locations

選取測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)位置的節(jié)點(diǎn)，計(jì)算結(jié)果顯示工作循環(huán)內(nèi)溫度值為149.1℃～151.1℃，三個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)的平均值為149.3℃，與測(cè)量值相差1.2%，誤差在可接受范圍內(nèi)。

5 結(jié)論

1)傳統(tǒng)的氣缸套分析視氣缸套導(dǎo)熱為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱，與實(shí)際情況不符。本文考慮氣缸套內(nèi)表面受高溫燃?xì)鈺r(shí)間和空間上的瞬態(tài)變化的影響，得到氣缸套循環(huán)瞬態(tài)溫度場(chǎng)分布情況，有助于提高分析的準(zhǔn)確性和合理性。

2)柴油機(jī)在穩(wěn)定工況運(yùn)行時(shí)，氣缸套內(nèi)表面溫度處于穩(wěn)定波動(dòng)狀態(tài)，溫度波動(dòng)值最大為24℃，處于氣缸套上部，且溫度波動(dòng)幅值沿氣缸軸線向下止點(diǎn)方向不斷減小，氣缸套內(nèi)部溫度波動(dòng)沿徑向方向迅速衰減。熱負(fù)荷集中在缸套上部，需要進(jìn)行熱應(yīng)力分析及疲勞分析，并進(jìn)行強(qiáng)度校核。

3)考慮到噴孔位置及進(jìn)排氣影響，氣缸套溫度在周向也有一定差異。對(duì)缸套溫度場(chǎng)進(jìn)一步研究需要利用三維數(shù)值模擬軟件對(duì)燃?xì)鈸Q熱邊界條件的空間分布進(jìn)行模擬。

[1]肖永寧, 潘克煜, 韓國(guó)埏. 內(nèi)燃機(jī)熱負(fù)荷和熱強(qiáng)度[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1988. XIAO Yongning, PAN Keyu, HAN Guoyan. Internal combustion engine thermal load and thermal strength[M]. Beijing: China Machine Press, 1988.

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Analysis of the transient temperature fields of a diesel engine liner by using a moving boundary method

FENG Liyan1,2, LIU Chao1, WANG Meng3, WANG Weiyao1, LONG Wuqiang1,2

(1. Institute for Internal Combustion Engines, Dalian University of Technology, Dalian 116023, China; 2. National Engineering Research Center of Shipbuilding, Dalian University of Technology, Dalian 116023, China;3. China FAW Group Cooperation R&D Center, Changchun 130011, China)

In the finite element analysis of a diesel engine liner, transient thermal boundary conditions have essential influence on the temperature distribution calculation. To analyze the temperature fields and thermal load of the liner of a medium-speed diesel engine, the transient temperature fields of the liner were analyzed based on a moving boundary method. The working process of a diesel engine was simulated with a 1-D working cycle simulation, whereby the transient temperature and heat transfer coefficient of the working fluid were obtained. With the combination of transient piston position, the liner surface area was divided into three major areas: working fluid contacting area, piston assembly contacting area, and crankcase air contacting area. The transient thermal boundary conditions of these areas were applied separately. With the application of a cyclically varying thermal load on the liner, the transient temperature fields of the liner were calculated. The results show that under stable operating conditions, the liner surface temperatures present cyclical variation. The maximum liner surface temperature and the highest temperature fluctuation appear on the top of the liner. The amplitudes of the temperature fluctuations decrease along the cylinder axial. In addition, the temperature fluctuations in the liner decrease rapidly along the radial direction.

diesel engine; liner; finite element; boundary conditions; transient temperature fields; thermal load

2016-01-23.

日期：2017-01-11.

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51079026，51479028)；中央高?；A(chǔ)科研項(xiàng)目(DUT15ZD102).

馮立巖(1973-)，男，副教授，博士； 王猛(1991-), 男, 工程師, 碩士.

王猛，E-mail：634246631@qq.com.

10.11990/jheu.201601080

TK422

A

1006-7043(2017)03-0378-07

馮立巖, 劉超, 王猛,等. 柴油機(jī)氣缸套瞬態(tài)溫度場(chǎng)移動(dòng)邊界方法分析[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 38(3):378-384.

FENG Liyan, LIU Chao, WANG Meng，et al. Analysis of the transient temperature fields of a diesel engine liner by using a moving boundary method[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2017, 38(3):378-384.

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