模擬柴油機(jī)缸蓋水道沸騰傳熱的實(shí)驗(yàn)研究?

韓立軍，劉建敏，王普凱，王龍飛，黃榮華

(1.裝甲兵工程學(xué)院機(jī)械工程系，北京 100072； 2.中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，天津 300400；3.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，武漢 430074)

前言

發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋結(jié)構(gòu)復(fù)雜，同時(shí)由于缸蓋的火力面與缸套、活塞共同組成了發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室，在發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過程中不斷承受著高熱負(fù)荷。現(xiàn)代裝甲裝備的不斷發(fā)展，為提高裝甲裝備的機(jī)動(dòng)性能和環(huán)境適應(yīng)性，裝備的柴油機(jī)不斷強(qiáng)化，在高功率密度下的熱負(fù)荷對(duì)柴油機(jī)的可靠性有著重要的影響，缸蓋熱負(fù)荷問題日益顯現(xiàn)。同時(shí)，由于裝甲裝備工作環(huán)境特殊，復(fù)雜多變，對(duì)柴油機(jī)的性能和可靠性提出了更高的要求。因此，充分了解柴油機(jī)缸蓋冷卻水腔內(nèi)的傳熱狀況，可對(duì)缸蓋結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和熱負(fù)荷控制提供可靠的理論依據(jù)。

研究表明，柴油機(jī)缸蓋冷卻水腔內(nèi)的傳熱大部分區(qū)域以對(duì)流傳熱為主，部分高熱負(fù)荷區(qū)域存在沸騰換熱現(xiàn)象。對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋冷卻水腔內(nèi)的沸騰傳熱現(xiàn)象，相關(guān)研究人員做了大量的相關(guān)研究：文獻(xiàn)[1]中以某型大功率天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋為研究對(duì)象，對(duì)不同工況條件下的缸蓋鼻梁區(qū)進(jìn)行了測(cè)溫實(shí)驗(yàn)，研究了測(cè)點(diǎn)位置的傳熱狀況和變化趨勢(shì)；文獻(xiàn)[2]中通過實(shí)驗(yàn)的方法，對(duì)不同凹面程度的試件進(jìn)行了傳熱研究，分析相關(guān)數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)，并對(duì)現(xiàn)有的傳熱計(jì)算模型與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，提出模型修正方案；文獻(xiàn)[3]～文獻(xiàn)[6]中搭建了發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋冷卻水道過冷沸騰模擬實(shí)驗(yàn)裝置，分析了鑄鐵材料的傳熱特性，并對(duì)單相流的D-B關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了修正，提高了計(jì)算預(yù)測(cè)的精度，通過修正的沸騰換熱模型，對(duì)某型發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋冷卻水腔的流動(dòng)換熱進(jìn)行了計(jì)算；文獻(xiàn)[7]～文獻(xiàn)[8]中采用BDL沸騰傳熱模型和基于Kandlikar分區(qū)方法的沸騰傳熱數(shù)值模型，對(duì)某型內(nèi)燃機(jī)缸蓋水腔過冷沸騰傳熱進(jìn)行了相關(guān)分析傳熱研究；文獻(xiàn)[9]～文獻(xiàn)[11]中對(duì)比了氣液兩相沸騰傳熱和單相流計(jì)算，與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比驗(yàn)證兩相流的準(zhǔn)確度更高，建立了鼻梁區(qū)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化模型，并進(jìn)行了參數(shù)化研究，分析不同因素對(duì)沸騰傳熱的影響，通過可視化研究了不同氣泡尺寸對(duì)沸騰傳熱的影響；文獻(xiàn)[12]～文獻(xiàn)[14]中均采用實(shí)驗(yàn)的方法，對(duì)不同試件沸騰換熱狀態(tài)下的特性進(jìn)行相關(guān)的研究；文獻(xiàn)[15]中建立了基于空泡份額單相流沸騰傳熱模型，開發(fā)了發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋水腔傳熱設(shè)計(jì)的軟件模塊；文獻(xiàn)[16]中采用多相流模型，指出Rohsenow沸騰傳熱模型計(jì)算精度更高，并對(duì)某型發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋溫度場(chǎng)進(jìn)行分析研究；文獻(xiàn)[17]中采用流固耦合傳熱分析和BDL單相流沸騰傳熱模型，分析并優(yōu)化了缸套頂部結(jié)構(gòu)，有效地解決了機(jī)油結(jié)焦的現(xiàn)象。

本文中以某型柴油機(jī)的鑄鋁缸蓋作為研究對(duì)象，在過冷沸騰傳熱模擬水道實(shí)驗(yàn)臺(tái)上開展不同工況條件下的沸騰傳熱特性實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)沸騰傳熱產(chǎn)生的過程有了深入的了解，為沸騰傳熱模型修正和在柴油機(jī)數(shù)值模擬中的應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。

1 沸騰傳熱過程

隨著柴油機(jī)功率密度越來越高，不斷強(qiáng)化，柴油機(jī)缸蓋水腔內(nèi)的沸騰傳熱現(xiàn)象越來越普遍。柴油機(jī)缸內(nèi)冷卻水腔內(nèi)包含的沸騰傳熱過程實(shí)際上是一種水平管道內(nèi)氣液兩相流現(xiàn)象，如圖1所示。沸騰傳熱按照壁面不同的過熱度所產(chǎn)生的沸騰氣泡過程，將水平管道中氣液兩相流流型劃分為：①過冷對(duì)流、②泡狀流、③段塞流和④環(huán)狀流4種流型。

圖1 水平管道內(nèi)氣液兩相流動(dòng)形態(tài)

過冷流動(dòng)沸騰中壁面上的全部熱量首先傳遞到臨近壁面的過熱液體微層上，熱量傳遞過程分為氣泡生長(zhǎng)時(shí)間和等待時(shí)間兩階段，壁面?zhèn)鬟f的熱量一部分用來產(chǎn)生相變，另一部分使液相的溫度升高。過冷流動(dòng)沸騰表面溫度與熱流密度的關(guān)系曲線如圖2所示。圖中A點(diǎn)為流體主流溫度點(diǎn)，AB為單相對(duì)流換熱曲線，呈線性狀態(tài)，B點(diǎn)為壁面溫度超過飽和溫度點(diǎn)，即開始發(fā)生沸騰的臨界點(diǎn)，BCDE為部分沸騰曲線，與對(duì)流換熱相比，曲線呈向上翹的趨勢(shì)，斜率逐漸增大，表明換熱系數(shù)增大，E點(diǎn)為充分發(fā)展過冷沸騰開始點(diǎn)，EF為充分沸騰曲線，沸騰現(xiàn)象明顯劇烈，曲線斜率即換熱系數(shù)達(dá)到最大。

圖2 沸騰換熱特性曲線

2 實(shí)驗(yàn)裝置

過冷沸騰模擬水道實(shí)驗(yàn)在華中科技大學(xué)搭建的實(shí)驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行。實(shí)驗(yàn)臺(tái)架由冷卻液回路系統(tǒng)、控制系統(tǒng)和測(cè)試系統(tǒng)等組成。其中流體回路系統(tǒng)包括水泵、流體儲(chǔ)存罐、散熱裝置、渦輪流量傳感器、壓力傳感器、溫度傳感器和實(shí)驗(yàn)段流動(dòng)通道等，實(shí)驗(yàn)段流動(dòng)通道主要包括缸蓋材料試件、玻璃視窗、密封、高速攝影和照明設(shè)備等。實(shí)驗(yàn)裝置如圖3所示。

圖3 水道過冷沸騰模擬實(shí)驗(yàn)

傳熱實(shí)驗(yàn)試件如圖4所示。材料選用與某型柴油機(jī)缸蓋相同的鑄鋁，通過置于加熱棒孔中的加熱棒加熱。試件上方的長(zhǎng)方體凸塊嵌入矩形通道(截面為30mm×20mm)底面的槽中，通過其上的矩形表面(90mm×14mm)將熱量傳給流經(jīng)矩形通道的流體。為測(cè)量加熱塊表面的熱流和溫度，對(duì)其兩側(cè)各安裝4個(gè)K型熱電偶溫度傳感器。其中一側(cè)距離冷卻液流經(jīng)表面頂部2mm，另外一側(cè)距離冷卻液流經(jīng)表面頂部6mm。為便于觀察實(shí)驗(yàn)段內(nèi)流體的沸騰現(xiàn)象，矩形通道沿長(zhǎng)度方向的兩側(cè)設(shè)置了可視化玻璃視窗。

圖4 實(shí)驗(yàn)試件結(jié)構(gòu)與傳感器安裝

實(shí)驗(yàn)時(shí)采用2種冷卻液，包括夏季常用的純水和冬季常用的-35號(hào)冷卻液。兩種冷卻液差別之處在于-35號(hào)冷卻液冰點(diǎn)降低到-37℃，能夠確保車輛在冬季使用過程中冷卻液不凍結(jié)，同時(shí)二者的其他物理性質(zhì)略有不同。

3 實(shí)驗(yàn)工況與結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)中分別選用2種不同的冷卻液(純水和-35號(hào)冷卻液)進(jìn)行缸蓋材料傳熱特性相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究，分析了不同冷卻液主流的流速與溫度和不同的系統(tǒng)壓力對(duì)受熱件過冷沸騰傳熱特性的影響，實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。實(shí)驗(yàn)過程中，在實(shí)驗(yàn)段的進(jìn)口處和出口處分別安裝液溫傳感器，以冷卻液入口溫度與出口溫度的均值作為主流溫度，并通過相應(yīng)的液體冷卻與溫度調(diào)控裝置將其控制至實(shí)驗(yàn)工況要求的溫度值。測(cè)試工況點(diǎn)由加熱棒總加熱功率由0到200kW間隔20kW來確定，但為避免鑄鋁材料因溫度過高而熔化，某些工況的最大加熱功率未達(dá)到200kW。

表1 實(shí)驗(yàn)工況

根據(jù)傅立葉導(dǎo)熱定律可知，加熱表面熱流密度qw、壁面溫度tw和壁面換熱系數(shù)hc的計(jì)算公式分別為

式中：λ為試件材料的導(dǎo)熱系數(shù)，mW/(m·℃)，本文中取值為237；t1為下層測(cè)試層平均溫度，℃；t2為上層測(cè)試層平均溫度，℃；Ha為上下測(cè)溫層之間距離，mm；Hb為試件表面與上測(cè)溫層之間距離，mm；tl為冷卻液主流溫度，℃。

在此須要指出的是：(1)式(3)系由金屬與液體表面間的換熱公式導(dǎo)出，理論上tl應(yīng)為與壁面接觸的液層溫度，但因測(cè)試條件所限，權(quán)且以主流溫度近似替代；(2)結(jié)合圖2可知，hc在幾何上表示換熱特性曲線上任一點(diǎn)(比如圖中點(diǎn)E)與曲線初始點(diǎn)A連線的斜率(它不同于曲線在該點(diǎn)的斜率，但在曲線的AB直線段兩者是相同的)。因此，可以利用這一關(guān)系，采用壁面換熱系數(shù)曲線來更明顯地確定開始出現(xiàn)沸騰的溫度點(diǎn)B。參見后面的圖5(b)，觀察圖中任意一條曲線，比如以數(shù)據(jù)點(diǎn)為‘+’(液體流速為3.0m/s)的曲線為例。初始時(shí)，冷卻液體的狀態(tài)處于AB階段，隨著壁溫的升高，換熱系數(shù)基本不變，即曲線呈一水平線，這一狀態(tài)一直持續(xù)到第5個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，到第6個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，可以看出，其縱坐標(biāo)已有一個(gè)明顯的提升。不難判斷，換熱系數(shù)開始偏離定值的壁面溫度應(yīng)處于第5與第6個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)之間。因此，可以初步認(rèn)定第5個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)即是所要尋找的開始出現(xiàn)沸騰的溫度點(diǎn)B。隨著數(shù)據(jù)點(diǎn)的增多，因數(shù)據(jù)點(diǎn)的離散引起的誤差將逐漸減小，所認(rèn)定的點(diǎn)也將逐漸趨近真實(shí)的B點(diǎn)。應(yīng)該說，基于同樣的道理，也可利用壁面熱流密度曲線斜率的變化來尋求B點(diǎn)，只是，與上述利用換熱系數(shù)曲線的方法相比，沒有那么明晰和直觀。

3.1 流體流速的影響

為分析流體流速對(duì)過冷沸騰傳熱特性的影響，考慮流體在柴油機(jī)缸蓋冷卻水腔內(nèi)流動(dòng)的速度范圍，實(shí)驗(yàn)段流體流速分別為 0.4，0.6，0.8，1.0，2.0和3.0m/s，系統(tǒng)壓力為0.15MPa，流體的主流溫度為95℃。結(jié)果如圖5所示。

圖5 主流速度對(duì)壁面熱流密度和換熱系數(shù)的影響

由圖5可知，同一種流體實(shí)驗(yàn)中，隨著實(shí)驗(yàn)段流體流速的增大，壁面熱流密度曲線向上翹的現(xiàn)象隨之滯后，主要是因?yàn)榱黧w流速增大，對(duì)流換熱效率提高，相同加熱功率條件下帶走的熱量增大，導(dǎo)致壁面溫度也隨之降低，增大了發(fā)生沸騰現(xiàn)象的難度，當(dāng)冷卻液為水時(shí)，水流速由0.4升高到3.0m/s時(shí)，發(fā)生沸騰現(xiàn)象的起始壁面溫度由117推遲到131℃。-35號(hào)冷卻液與純水的壁面熱流密度曲線相比，由于在系統(tǒng)壓力為0.15MPa條件下，-35號(hào)冷卻液的飽和溫度高于純水的飽和溫度約15℃，導(dǎo)致在相同系統(tǒng)壓力、主流體溫度和流速條件下，-35號(hào)冷卻液明顯不易于發(fā)生沸騰現(xiàn)象，對(duì)流換熱現(xiàn)象明顯，尤其是主流體在高流速階段(此實(shí)驗(yàn)條件下為3.0m/s)，在限定的加熱功率條件下，壁面熱流密度曲線上翹現(xiàn)象不明顯，-35號(hào)冷卻液基本呈現(xiàn)對(duì)流換熱現(xiàn)象。

3.2 系統(tǒng)壓力的影響

系統(tǒng)壓力影響著冷卻液的沸點(diǎn)發(fā)生時(shí)機(jī)，因此，系統(tǒng)壓力對(duì)過冷沸騰傳熱特性的影響較為明顯。根據(jù)柴油機(jī)缸蓋冷卻水道內(nèi)壓力范圍，同時(shí)結(jié)合實(shí)驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)壓力控制調(diào)節(jié)范圍，針對(duì)不同系統(tǒng)壓力的影響分析，絕對(duì)壓力工況分別為 0.1，0.15，0.2和0.25MPa，冷卻液入口流速為1.0m/s，冷卻液的主流溫度為85℃，系統(tǒng)壓力對(duì)壁面熱流密度的影響見圖6。

由圖6可知，不同系統(tǒng)壓力下的沸騰工況換熱曲線趨勢(shì)相同，當(dāng)流體為純水條件下壁面溫度約低于115℃，流體為-35號(hào)冷卻液條件下壁面溫度約低于120℃時(shí)，不同系統(tǒng)壓力下的換熱特性曲線基本一致，表明在此條件下，不同系統(tǒng)壓力下流體發(fā)生對(duì)流換熱現(xiàn)象，壁面熱流密度相對(duì)壁面熱流的斜率基本一致。當(dāng)壁面溫度高于115℃時(shí)，系統(tǒng)壓力為0.1MPa條件下，純水的熱流密度曲線斜率開始增大，表明該工況開始進(jìn)入沸騰狀態(tài)，隨著系統(tǒng)壓力的升高，流體的飽和溫度升高，沸騰現(xiàn)象起始位置滯后。與純水相比，-35號(hào)冷卻液壁面熱流密度曲線發(fā)生向上翹的起點(diǎn)略顯滯后，究其原因，在相同系統(tǒng)壓力條件下，-35號(hào)冷卻液的飽和溫度高于純水，相同壁面溫度下過冷度提高，發(fā)生沸騰現(xiàn)象難度增加，弱化了沸騰換熱強(qiáng)度，沸騰現(xiàn)象滯后。

圖6 系統(tǒng)壓力對(duì)壁面熱流密度的影響

3.3 冷卻液溫度的影響

流體主流溫度影響著其發(fā)生過冷沸騰傳熱的起始位置，關(guān)系到能否較快地達(dá)到過冷沸騰狀態(tài)。為分析流體溫度對(duì)過冷沸騰傳熱特性的影響，實(shí)驗(yàn)段流體溫度分別為 75，85和 95℃，系統(tǒng)壓力為0.1MPa，冷卻液入口流速為1.0m/s，進(jìn)口溫度對(duì)壁面熱流密度的影響見圖7。

圖7 進(jìn)口溫度對(duì)壁面熱流密度的影響

由圖7可知，實(shí)驗(yàn)段流體溫度越低，在對(duì)流換熱階段，流體溫度與壁面溫度相差越大，壁面換熱量越多，當(dāng)流體主流溫度升高時(shí)，出現(xiàn)沸騰現(xiàn)象的起始提前，蒸餾水由75升高到95℃時(shí)，發(fā)生沸騰現(xiàn)象的壁面溫度起始點(diǎn)由119.2提前到117.5℃；相同系統(tǒng)壓力條件下，-35號(hào)冷卻液的飽和溫度高于純水的飽和溫度，在實(shí)驗(yàn)加熱功率限制的條件下，-35號(hào)冷卻液經(jīng)歷了對(duì)流換熱和部分沸騰階段，而純水則發(fā)展到了接近充分沸騰階段；純水加熱到充分沸騰階段，可以看出不同流體主流溫度下的壁面熱流密度曲線基本一致。因此，通過增加流體主流溫度，降低沸騰換熱現(xiàn)象發(fā)生的難度，可進(jìn)一步通過沸騰換熱提高換熱效率，降低試件熱負(fù)荷。

4 結(jié)論

(1)以蒸餾水作為冷卻液的情況下，系統(tǒng)壓力為0.15MPa和主流溫度為95℃時(shí)，主流流速由0.4升高到3.0m/s，沸騰換熱的難度加大，起始沸騰換熱的壁面溫度升高約14℃；主流流速為1.0m/s和主流溫度為85℃時(shí)，系統(tǒng)壓力由0.1升高到0.25MPa，發(fā)生沸騰的起始壁面溫度由115升高到約137℃；系統(tǒng)壓力為0.1MPa和主流流速為1.0m/s時(shí)，主流溫度由75升高到95℃，有益于冷卻液發(fā)生沸騰現(xiàn)象，發(fā)生沸騰的起始壁面溫度降低了1.7℃。

(2)降低流速，提高流體主流溫度和降低系統(tǒng)壓力，都有助于降低流體的過冷度，提高沸騰強(qiáng)化換熱效果，達(dá)到降低試件熱負(fù)荷的目的。

(3)-35號(hào)冷卻液因其凝點(diǎn)低而能較好地適應(yīng)車輛冬季使用要求，但與純水相比其飽和溫度更高，相同條件下流體過冷度提高，對(duì)其發(fā)生沸騰現(xiàn)象的壁面溫度要求更高，增加了發(fā)生沸騰換熱現(xiàn)象的難度。

參考文獻(xiàn)

[1]花仕洋，黃榮華，賈李水，等.大功率天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸蓋熱狀態(tài)實(shí)驗(yàn)研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2015，36(5)：102-108.

[2]谷芳，吳華杰，崔國(guó)起.發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋凹面結(jié)構(gòu)對(duì)過冷沸騰影響的可視化實(shí)驗(yàn)研究[J].汽車工程，2015，37(11)：1246-1252.

[3]花仕洋，黃榮華，陳琳，等.發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋模擬冷卻通道內(nèi)過冷沸騰傳熱特性[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2015，33(2)：171-177.

[4]HUA SY，HUANG R H，LI Z，et al.Experimental study on the heat transfer characteristics of subcooled flow boiling with cast iron heating surface[J].Applied Thermal Engineering，2015，77：180-191.

[5]HUA S Y，HUANG R H，ZHOU P.Numerical investigation of two-phase flow characteristics of subcooled boiling in IC engine cooling passages using a new 3D two-fluid model[J].Applied Thermal Engineering，2015，90：648-663.

[6]劉永豐，王龍飛，花仕洋，等.矩形通道內(nèi)過冷流動(dòng)沸騰傳熱特性實(shí)驗(yàn)研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2016，37(2)：111-115.

[7]李智，黃榮華，程曉軍.內(nèi)燃機(jī)缸蓋水腔內(nèi)過冷沸騰數(shù)值模型研究[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2010，28(3)：247-252.

[8]李智，黃榮華，王兆文.內(nèi)燃機(jī)冷卻水腔內(nèi)沸騰傳熱數(shù)值模型研究[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2011，29(3)：270-275.

[9]何聯(lián)格，左正興，向建華.考慮兩相流沸騰傳熱的氣缸蓋溫度場(chǎng)仿真研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2013，34(3)：32-38.

[10]何聯(lián)格，左正興，向建華.氣缸蓋鼻梁區(qū)水腔結(jié)構(gòu)及兩相流動(dòng)參數(shù)對(duì)沸騰傳熱影響研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2014，35(3)：62-68.

[11]何聯(lián)格，左正興，向建華.氣泡尺寸對(duì)氣缸蓋沸騰換熱的影響[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2013，31(1)：72-77.

[12]STEINER H，KOBORA，GEBHARD L.A wall heat transfer model for subcooled boiling flow[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2005，48(19)：4164-4173.

[13]LUCIC A，MAYINGER F.Transport phenomena in subcooled flow boiling[J].Heat Mass Transfer，2010，46：1159-1166.

[14]KONG Lingjian， HAN Jitian， CHENChangnian， et al.An experimental study on subcooled flow boiling heat transfer characteristics of R134a in vertical helically coiled tubes[J].Experimental Thermal and Fluid Science，2017，82：231-239.

[15]劉曉日，李國(guó)祥，胡玉平，等.基于沸騰傳熱模型的缸蓋水腔設(shè)計(jì)判據(jù)[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2014，35(4)：73-78.

[16]楊靖，張思遠(yuǎn)，劉凱敏，等.基于兩相流沸騰傳熱模型的缸蓋溫度場(chǎng)辨析[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2015，42(4)：34-39.

[17]劉國(guó)慶，舒歌群，張志福，等.考慮沸騰換熱的內(nèi)燃機(jī)流固耦合傳熱分析[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2011，29(6)：543-548.