氣體燃料船用主機預燃室組件瞬態溫度場分析

馮立巖，李建寧，王偉堯，隆武強

（1.大連理工大學內燃機研究所，遼寧大連116023；2.大連理工大學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燃室組件瞬態溫度場分析

馮立巖1，2，李建寧1，王偉堯1，隆武強1，2

（1.大連理工大學內燃機研究所，遼寧大連116023；2.大連理工大學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燃室組件的熱負荷狀態，采用流固耦合方法對預燃室組件進行瞬態溫度場分析。應用三維CFD軟件對某型號中速四沖程氣體燃料船用主機的缸內工作過程進行數值模擬，得到預燃室主要表面的瞬態熱邊界條件，將熱邊界條件映射到有限元面單元，進而通過有限元計算分析出在穩定工況下主機預燃室組件瞬態溫度場的變化歷程。計算結果表明：預燃室組件的最高溫度出現在噴孔表面附近，且預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。這些都是引起預燃室組件熱損傷不可忽略的因素，在對預燃室組件進行結構優化時，應著重考慮噴孔部位。

氣體燃料；船用主機；預燃室；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勢，近年來在國外學術界和工業界得到高度重視，相關的研究和技術開發近十年來發展迅猛［1］。保證高可靠性是這種新型船用主機應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及燃燒系統與現在普遍應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大的特殊性。氣體燃料船用主機預燃室組件的可靠性問題就是這種特殊性的核心關鍵之一。為了實現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燃室結構，在預燃室內形成當量比混合氣或稍濃混合氣，在保證可靠點火的同時，提高主燃區點火能量，增大主燃室稀混合氣的火焰傳播速率，以提高主機的熱效率［2?4］。因此，預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。

預燃室組件的高強度熱負荷是造成其可能失效的最重要原因。因此熱負荷分析是預燃室組件失效機理研究的基礎。以往的內燃機缸內部件熱負荷分析通常以時間平均法給出穩態邊界條件，或者以時間變化但空間平均的方式給出瞬態邊界條件。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。尤其預燃室內的流動非常復雜，換熱系數與主機工況、氣體運動狀態、氣體成分、火焰分布等因素緊密相關，經驗公式或一維工作過程數值模擬所得到的換熱系數顯然不能準確反映預燃室內的復雜換熱情況，相應地熱負荷分析準確性也受到影響。

與時間平均穩態條件方法和空間平均瞬態條件方法相比，“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應用瞬態流固耦合方法分析了計算活塞溫度場，認為該方法計算時間過長，在當時看來，這種方法的時效性和經濟性較差［7］。近年來隨著計算硬件技術的迅猛發展，高性能計算工作站逐漸能夠勝任缸內部件的瞬態流固耦合分析，而且預燃室內換熱過程非常復雜，進行流固耦合瞬態分析也是非常必要的。

鑒于此，為了提高熱分析邊界條件準確性，論文采用流固耦合分析方法進行熱分析，以三維CFD方法獲取預燃室內的復雜流動、燃燒及傳熱情況，得到更加接近真實情況的預燃室組件受熱邊界條件，進而進行組件的瞬態結構熱分析。

1 流固耦合基本原理

流固耦合傳熱計算的關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用第三類熱邊界條件，即給定對流換熱的Robin條件。

在固體側傳熱為穩態導熱問題，內部無熱源，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為邊界處介質溫度。

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

圖1 預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數值模擬確定三維CFD模擬所需的邊界條件和初始條件；在CFD計算完成后，通過網格映射得到預燃室組件的三維瞬態熱邊界條件；將三維瞬態熱邊界條件加載到有限元分析模型，進而進行預燃室組建瞬態溫度場分析。

應用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預燃室及主燃室內工質溫度CFD模擬結果。該主機的缸內工作過程三維CFD模擬分析過程詳見文獻［9］。

圖2 點火后10°CA工質溫度的CFD模擬結果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，預燃室的容積很小，預燃室與缸蓋接觸部分的傳熱研究相當困難，因此，為了避免單件研究方法的不足，在預燃室基礎上建立了部分缸蓋模型。由于預燃室結構是不完全軸對稱結構，其溫度場分布也不存在軸對稱性，所以不能進行1／2或者1／4結果分析。燃氣工質與預燃室組件之間熱邊界條件的循環變化，引起預燃室溫度的波動，由于預燃室內表面及噴孔等處的溫度波動比較大，要保證計算結果較好的收斂和較高的精度，需要對這些部位進行網格細化，以保證計算精度［10］。如圖3所示，共劃分316 831個單元，56 155個節點。

圖3 預燃室組件有限元網格Fig.3 Finite element model of pre?chamber and cylinder

3 邊界條件的確定

3.1 初始條件

通過發動機工作過程一維模擬計算，得到預燃室和主燃室的瞬時溫度和傳熱系數，預燃室和主燃室內工質當量循環的平均工質溫度和平均傳熱系數分別為

式中：T為燃氣溫度，α為傳熱系數。由此求得預燃室組件的穩態溫度場，并將其作為瞬態傳熱計算的初始條件。

3.2 熱邊界條件

根據傳熱介質的不同，將預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表面包括預燃室內表面、噴孔表面、預燃室鼻端底面，該表面與預燃室和主燃室的高溫燃氣接觸；Ⅱ表面包括預燃室部分外表面以及缸蓋上側表面，該表面與冷卻介質接觸。

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

3.2.1 預燃室和主燃室燃氣側邊界條件（Ⅰ表面）

由發動機工作過程一維數值模擬得到額定工況時一個循環中預燃室和主燃室工質溫度和換熱系數，其中主燃室和預燃室工質瞬時平均溫度如圖5和6所示。

圖中定義進氣上止點為360°CA，燃燒上止點為720°CA。全文其它圖時間定義也依此標準。

根據三維CFD模擬，獲得預燃室組建各壁面的溫度和換熱系數。圖7為780°CA時刻I表面各壁面的溫度及換熱系數。

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

圖6 預燃室工質瞬時平均溫度Fig.6 Transient mean temperature of the gas in pre?chamber

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

3.2.2 冷卻水側邊界條件（Ⅱ表面）

Ⅱ表面與冷卻工質接觸，進行降溫冷卻。在熱分析過程中，將冷卻介質視為恒溫，Ⅱ表面與冷卻水之間的對流放熱系數，按文獻［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，按冷卻水溫選取。

4 溫度場計算與分析

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

圖8 840°CA時刻預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

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

圖9 預燃室內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，預燃室主體內表面溫度相差不大，但預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到最大，由于高溫燃氣在此處有較大的擾動，以及強烈熱輻射。

為了體現預燃室內表面的溫度波動情況，對圖4所標記的9個關鍵點溫度隨時間變化的情況予以總結，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表面關鍵點9的距離。

圖10 預燃室關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，預燃室內表面的溫度變化趨勢和預燃室內氣體工質的溫度變化（參見圖6）趨勢基本一致，但是由于受到材料熱慣性的影響，比燃氣溫度變化要平緩而且緩慢。在進氣沖程，由于主燃室內較低溫度的充量進入預燃室，使得預燃室內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壓入預燃室，壓縮沖程中預燃室內表面溫度繼續下降；當燃燒開始后，預燃室內氣體溫度急劇升高，與之接觸的表面在受熱后溫度隨之升高。

在預燃室中部位置，如圖10（d）所示，內表面關鍵點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，沿著內表面向外表面方向，溫度變小，溫度波動也隨著變小，在距內表面2.49 mm以上時溫度基本恒定。

5 結論

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

2）由于預燃室為半封閉結構，其內部工質溫度長時間保持在高溫狀態并且沒有掃氣過程，在燃燒上止點后20°CA時預燃室噴孔部位達到840°C左右高溫，遠高于一般發動機的活塞溫度。預燃室組件長期處在較高的溫度下，對其燃燒系統設計和耐高溫材料研發提出了嚴峻的考驗。

3）主機在穩定工況運行時，預燃室組件溫度處于穩定波動狀態。預燃室噴嘴端部溫度較高，且波動值大，容易出現較大熱應力，產生熱疲勞損傷，因此，需要對預燃室進行應力分析及疲勞分析，并進行強度校核。

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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.網絡出版時間：2014?11?27.

國家自然科學基金資助項目（51079026，51479028）；遼寧省自然科學基金資助項目（20102033）；中央高?；A科研業務費資助項目（DUT12JN03）.

馮立巖（1973?），男，副教授.

馮立巖，E?mail：fengli＠dlut.edu.cn.