BOG压缩机不同启动方式热分析及缸盖螺栓预紧力分析①

杜 鑫 燕 翌 李 云

(西安交通大学化学工程与技术学院)

LNG用BOG压缩机进气温度一般在-160～-120℃，气缸由进气端至排气端在稳定工况下将会形成高达数十摄氏度的温度梯度。气缸各部位将产生严重的热变形，对压缩机的安全运行造成一定的影响，因此对BOG压缩机的启动方式和启动过程中气缸部位的热学力学研究是极其必要的。目前BOG压缩机主要存在两种启动工况：一种是常温直接启动，在常温下压缩机即开始启动进行气体压缩；另一种是预冷启动，启动过程中只通入低温气体，进排气阀处在强制开启状态，压缩机零负载运转，待缸内温度稳定后再带载运行。

现有一种新的启动方式，即-40℃预进气启动方式，该方案是先给压缩机通入-40℃低温气体进行压缩，待气缸温度稳定后再通入-160℃气体压缩。笔者将评估这种新的启动方式对压缩机启动过程平稳性的影响。

现有文献对BOG压缩机启动过程中的瞬态和稳态温度场、缸盖螺栓连接件的静态力学特性进行了一定研究[1～4]。然而，BOG压缩机常温下启动至超低温工作温度的过程中，气缸缸盖均会经历剧烈的温度变化，在启动过程中缸盖螺纹连接件的瞬态力学特性尚未得到关注。因此，本研究主要分为两部分，第1部分主要利用有限元方法进行温度场模拟，在前人分析的基础上，改善气缸温度场模拟边界条件设置，比较BOG压缩机在各种启动方式下气缸温度场的特点；第2部分将温度场分析结果加载至瞬态应力分析，研究缸盖螺纹连接件在不同启动方式中的应力特性。

1 模型简介与网格划分

图1中主体为BOG压缩机气缸，上端为进气管接管法兰和进气阀阀孔，下端为排气管接管法兰和排气阀阀孔。气缸轴向背侧与活塞杆、中体隔热腔连接，正侧由一块缸盖密封，沿缸盖轴向均匀布置12个M36螺栓。气缸和缸盖材料相同，为高镍球墨铸铁QTiNi35；螺栓材料为304不锈钢。

图1 BOG压缩机气缸缸盖结构示意图

由于气缸结构不规则，全六面体网格划分难度很大，因此在保证大部分网格为六面体的情况下允许少部分网格为四面体，利用较密的网格优化网格形状使计算更加精确。网格划分如图2所示，气缸沿轴向对称，因此只取一半体积计算以减少计算时间，分析时间设置为10h。

图2 BOG压缩机气缸温度场模拟网格划分

2 气缸瞬态温度场分析

气缸的瞬态热学分析主要模拟气缸在启动过程中的温度场变化情况，先对气缸热分析的边界条件进行设置，主要可分为气缸外壁、进排气通道和气体压缩腔3部分。其中各个边界条件设置均包含流体温度与换热系数两组数据。

2.1 边界条件设置

2.1.1气缸外壁边界条件设置

气缸外壁与环境接触，已有的文献大多将它设置为自然对流边界条件，因此流体温度全部设置为环境温度，即33℃(参考试车环境)[1，3]。但对于BOG压缩机，由于气缸工作温度极低，随着启动过程的进行，气缸外壁出现逐渐增厚的冰层，冰层的存在会使气缸外壁的传热条件变为自然对流、冰层导热和缸壁导热3部分。

冰层厚度随着时间增长不断增加，对于气缸外壁面，初始时热阻主要为自然对流换热热阻，随时间增长冰层导热热阻不断增加，而缸壁导热热阻相对于其他两个可以忽略，因此，笔者将冰层导热热阻和自然对流换热热阻叠加，得出气缸外壁面的等效对流换热系数。其中自然对流换热系数，取值于参考文献[3]。文中，启动时间设置为10h，冰层增长速度为8.35×10-6m/s。由计算可知，在启动过程中气缸与外壁的总换热系数由23W/(m2·K)降至5W/(m2·K)左右。

对于-40℃预进气启动工况，情况稍有不同，第1阶段由于进气温度较高，排气温度将高于常温。此时气缸外结冰较为困难，由于缺乏数据支撑，对于本工况，设置前5h的自然对流换热系数为恒定值23W/(m2·K)，在后5h换热系数仍然按照公式计算。

2.1.2进排气通道边界条件设置

进排气通道内的换热系数计算可使用管内强制对流换热关联式进行计算，笔者使用D-B公式和Gnielinski公式分别进行计算，计算结果见表1。

表1 进排气通道内对流换热系数 W/(m2·K)

两种公式计算结果差距较小，在此选用Re数范围更广、精度更高的Gnielinski公式结果作为模拟边界条件[5]。

进排气通道的流体温度设置文中采用指数型温度关联式，表达式为：

其中，T∞为稳态温度，T0为启动初始时气体温度，单位均为热力学温标，tmax为总试车时间，本例中为10h，γ反映温度的下降速度。

采用上式，可以将流体温度设置简化为初始温度T0和稳态温度T∞两个温度的设定。首先对于进气通道，认为气体在进气通道内的温升很有限，设置初始温度与稳态温度均为-160℃；对于排气通道，气体的温升包括压缩腔内气体压缩的温升和与缸壁换热的温升两部分。

对于-160℃预冷工况，不存在压缩过程，根据实验数据，设置初始温度为-100℃，稳态温度为-160℃。

a. 预冷启动工况

b. 直接启动工况

c. -40℃预进气启动工况

2.1.3缸内压缩腔边界条件设置

缸内壁面边界条件的设置与进排气通道有所不同，由于缸内气体在压缩机工作时，其温度、压力均处在变化之中，瞬时对流换热系数也随时间作剧烈变化。目前尚未查找到专用于压缩机的内壁面对流换热系数关联式，相关文献均利用内燃机气缸内壁面对流换热系数关联式进行替代[1,3]。笔者采用其中应用较为广泛的Hohenberg公式[6,7]：

αg=130·Vg-0.06·pg0.8·Tg-0.4·(Cm+1.4)0.8

其中，Cm为活塞平均速度，pg和Tg分别为气缸内气体的瞬时压力和温度，Vg为瞬时压缩腔容积，均可根据压缩机的计算得出。为简化计算，最终使用平均对流换热系数，即107.67W/(m2·K)。

对于预冷启动工况，由于不存在压缩过程，可按照强制对流换热模型，换热系数采用表1所计算的值。各工况压缩腔流体温度为进排气腔的平均值，如图3所示。

2.2 计算结果与分析

由于气缸温度场模拟边界条件设置较多，且属于以设计参数为基准的假设性条件。因此必须与实验数据对比以验证计算结果的可靠性。此处使用的实验数据是浙江强盛压缩机制造有限公司BOG压缩机样机空载试车时的温度实时数据。压缩机设计参数与尺寸结构均与模拟一致，保证了模型的一致性。对比结果如图4所示，用作对比的模拟计算参数分别是缸内与缸盖平均温度。

图4 预冷工况下压缩腔与缸盖温度

首先从趋势上说模拟值与实验值之间保持了较好的一致性。特别是前半段数据十分吻合，说明模拟能够较好地反映压缩机启动过程中温度变化规律。而后半段实验数据出现了波动和反升的状况。这是由于预冷试车时，压缩机进气温度是由液氮与常温氮气混合而保证的，二者流量的波动会影响混合气体的温度，从而无法满足进气温度的稳定，在后半段进气温度显著高于了设计值。总之，对比结果能够初步定性地证明模拟边界条件设置的合理性，但仍然存在进一步验证考察的空间。

图5展示出了3种工况下气缸组件内温度极值和差值随时间变化的情况。可以看出，直接启动工况和预冷工况的最低温度在启动后不久即接近-160℃，而最高温度在启动过程中缓慢下降，因此最大温差出现在启动初始阶段，可达160℃左右。

a. 最小值

b. 最大值

c. 温度差

而对于-40℃预进气工况，由于启动初始通入的气体温度较高，在受到压缩功和缸壁传热的双重影响下温度高于常温，因此气缸内最高温度出现了短暂的上升，最高达60℃，而后缓慢下降。在通入-160℃低温气体后气缸快速冷却，其规律接近前两种工况。图6展示出了3种工况下沿缸盖螺栓的温度变化情况。

a. 直接启动工况

b. -160℃预冷工况

c. -40℃预进气工况

图6 3种工况下沿缸盖螺栓的温度变化情况

可以看出，对于直接启动和预冷启动，最大温差仍然出现在启动初始阶段，而后温差逐渐缩小，两种工况下最大温差分别为62℃和52℃。而对于-40℃预进气工况，在启动阶段一，各个螺栓由于其位置不同，温度变化规律截然不同，接近低温进气腔的螺栓温度下降，而接近排气腔的螺栓温度上升；在启动阶段二，所有螺栓温度都快速上升。最大温差出现在阶段二开始不久，达到67℃。

从温度场的变化可以看出，-40℃预进气工况下，气缸内的温差情况并不优于其余两种启动方式，这是由于-40℃的进气温度过高，在阶段一气缸相当一部分部位温度均处在常温范围(可从图6c看出)，甚至高于常温。再通入-160℃低温气体，气缸温度仍然急剧降低，出现很大的温差。

3 缸盖螺栓预紧力分析

本节对BOG压缩机启动过程中气缸缸盖螺栓的预紧力进行了分析，将上述气缸瞬态温度场的计算结果加载至瞬态力学分析中，模拟螺栓在受到气缸温度变化所引起的热应力下预紧情况的变化。

由于本节分析与上节中气缸瞬态温度场分析属于承接关系，因此模型与网格划分情况之前一致。为了使结果更清晰有序，按照空间位置将沿缸盖半周螺栓从上到下依次编号1#～12#，在螺栓的中部截面施加一个向内的压缩力，以模拟螺栓在预紧状态下的受力。初始预紧力为250kN。分析共取两个载荷步，第1个载荷步加载螺栓预紧力载荷，在第2个载荷步中将第1个载荷步中的预紧力引起的形变导入，以此模拟整体预紧状态，并逐步导入瞬态温度场载荷，共10h。

计算可得3种启动方式下沿缸盖螺栓的预紧力变化如图7所示，图中各线表示缸盖12个不同螺栓的预紧力变化图。

a. 直接启动工况

b. 预冷启动工况

c. -40℃预进气启动工况

图7 3种工况下沿缸盖螺栓的预紧力变化情况

可以看出，各个工况下螺栓预紧力在低温均出现快速上升，这是由于缸盖组件螺栓材料热膨胀率远大于缸盖和气缸所致。3种工况下启动结束时最大预紧力分别为342、368、371kN。较常温预紧力226kN分别上升了51.3%、62.8%和64.2%。相当于螺栓内平均拉应力由材料屈服强度的50%上升到75.6%、81.4%和82.1%。

3种工况下螺栓预紧力还都出现了显著的分布不均匀的现象，这是由于各个螺栓在启动过程中温度不均匀引起的，定义预紧力不均匀度如下式：

可以看出，-40℃时预进气工况最大预紧力不均匀度最高，达到25.4%，预冷工况时最低，为20.4%。

图8 3种工况下缸盖螺栓预紧力不均匀度

4 结论

4.13种启动方式对于BOG压缩机来说是殊途同归的关系，最终都要使压缩机进入正常运转状态。通过对压缩机温度场以及螺栓预紧力的分析可以看出，对于常温直接启动和-160℃预冷启动，压缩机气缸部位最大温差发生在启动伊始阶段(0.2～3.0h)，缸盖螺栓预紧力不均匀度也因此在此时最大。而-40℃预进气启动的最大温差和最大螺栓预紧力均发生在启动即将结束阶段(6～8h)。

4.2常温直接启动、-160℃预冷启动和-40℃预进气启动3种启动方式的气缸最大温差分别为62、52、67℃，最大螺栓预紧力不均匀度分别为22.5%、20.4%和25.4%。可以看出-160℃预冷启动方式的气缸最大温差和螺栓预紧力最大不

均匀度均小于其他两种启动方式，因此压缩机如经-160℃预冷启动进入正常工作状态，在最恶劣工况的表现优于其他两种启动工况，压缩机启动过程更加平稳。

4.3-40℃预进气启动过程中的气缸最大温差和最大螺栓预紧力均高于常温直接启动方式和-160℃预冷启动方式，分别高出8.1%、28.8%和12.9%、24.5%，启动过程最不平稳。

[1] 杨东辉，王雷雷，沈宇红，等.低温闪蒸气压缩机气缸温度场的有限元分析[J].西安交通大学学报，2013，47(1)：48～51，67.

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