壁面改性強化活塞油腔換熱的模擬試驗

呂繼組，高林松，常勝南，邢志遠，姜洪鵬，白敏麗

(大連理工大學(xué) 海洋能源利用與節(jié)能教育部重點實驗室，遼寧 大連 116024)

內(nèi)燃機工作過程中，缸內(nèi)高溫、高壓燃氣產(chǎn)生熱量中的50%以上傳給了往復(fù)運動的活塞[1]，使得活塞冷卻問題尤為嚴峻.而活塞的冷卻途徑主要有兩條，其一是通過活塞環(huán)組和活塞裙，經(jīng)潤滑油膜將熱量傳給氣缸套后，再由冷卻水腔中的冷卻液帶走；其二是強制冷卻，即利用循環(huán)潤滑系統(tǒng)中的潤滑油專門對活塞進行強制冷卻，包括底面噴油冷卻和冷卻油腔往復(fù)振蕩冷卻.但對于活塞功率密度超過 0.3kW/cm2，特別是大缸徑柴油機，底面噴油冷卻是無法滿足活塞冷卻需求的，必須采用冷卻油腔振蕩冷卻[2].冷卻油腔換熱過程中，潤滑油一般不充滿油腔，進入油腔后會在腔內(nèi)做周向流動，且受活塞高頻往復(fù)運動影響，造成潤滑油沿活塞軸向往復(fù)振蕩，使?jié)櫥团c壁面形成振蕩沖擊換熱，潤滑油的分布及其與壁面間的換熱強度隨活塞往復(fù)運動而改變.活塞往復(fù)運動過程中，由于油腔內(nèi)冷卻油上、下往復(fù)振蕩，會造成上、下表面始終有一個表面暴露于空氣中，即使疊加潤滑油的周向運動也很難完全將油腔表面全部覆蓋[3-4]，進而存在局部壁面與空氣直接接觸，導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)較低，壁面換熱強度下降，活塞冷卻效果變差.而隨著低速船用大缸徑柴油機進一步的高強化發(fā)展，缸內(nèi)會產(chǎn)生更多的熱量傳給活塞，從而造成冷卻油腔局部出現(xiàn)潤滑油結(jié)焦變質(zhì)等問題，潤滑油變質(zhì)結(jié)焦后會在油腔表面產(chǎn)生沉積，形成多孔結(jié)構(gòu)積碳層，增加換熱熱阻，使壁面與潤滑油之間的傳熱強度進一步下降，活塞溫度將更高，熱問題更加嚴峻.如何提升活塞冷卻油腔的換熱能力，改善局部過熱問題，已成為制約大缸徑低速船用發(fā)動機進一步強化的一個瓶頸.

目前，國內(nèi)外學(xué)者從改進內(nèi)冷油腔角度提出了許多強化傳熱的方法.Lee等[5]試驗了內(nèi)冷油腔形狀對活塞溫度的影響，采用常規(guī)和波浪兩種形狀的冷卻油腔，在最大功率和滿載條件下進行了臺架試驗，結(jié)果顯示波浪形冷卻油腔冷卻效果更好.李闖等[6]研究表明，冷卻油腔形狀對活塞溫度場影響較大，油腔高度對活塞溫度場的影響最為明顯.宗明景等[7]則通過軸向和徑向移動活塞內(nèi)冷油道，模擬了不同位置內(nèi)冷油道對活塞溫度場的影響.鄭清平等[8]試驗發(fā)現(xiàn)，內(nèi)冷油道位置的改變主要影響變形和應(yīng)力的大小，對其溫度分布規(guī)律影響不大.吳志明等[9]利用多相流研究了活塞環(huán)形油腔振蕩冷卻周向換熱特性，發(fā)現(xiàn)壁面存在不同換熱.王兆文等[10]則研究了大型船用活塞多腔震蕩冷卻的強化機制.這些針對活塞內(nèi)冷油腔形狀、大小和位置進行的研究表明，從結(jié)構(gòu)上能夠強化活塞冷卻油腔的換熱特性，但受限于活塞的強度要求，只能在有限程度上進行強化傳熱.而隨著柴油機功率進一步的提升，必須探尋其他強化內(nèi)冷油腔傳熱的方法.

二十世紀末“荷葉效應(yīng)”引發(fā)了社會各界對超疏水現(xiàn)象的研究熱潮.超疏和超親固體表面微觀結(jié)構(gòu)大致分為單尺度、雙尺度和多尺度[11].比較 3種微結(jié)構(gòu)，多尺度以其具有制備相對容易且機械穩(wěn)定性好等優(yōu)勢，獲得了更廣泛的關(guān)注.李玉章[11]在管內(nèi)構(gòu)建超親水微納結(jié)構(gòu)，得出在層流和湍流條件下，對換熱都有強化作用.何雨等[12]通過堿輔助構(gòu)建了氫氧化銅納米棒陣列結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)微納復(fù)合槽群熱沉具有更高的液體潤濕高度和更好的傳熱性能.Drelich等[13]認為決定材料潤濕性的一個重要因素是材料表面的微納結(jié)構(gòu)，故利用表面微納米結(jié)構(gòu)來改善表面的潤濕性，進而提高表面的傳熱性能.Wu等[14]在銅表面制備了親水TiO2涂層，與光表面進行傳熱性能的對比試驗，表明親水性更好的 TiO2表面具有更高的傳熱性能.可見，微結(jié)構(gòu)超親壁面具有更強毛細吸附力，使液膜變薄、熱阻更低，可進一步強化傳熱.

通過改善冷卻介質(zhì)特性來強化冷卻油腔換熱是無法改變油腔局部換熱特性的，也很難避免壁面直接與空氣接觸.為此，筆者將微納米結(jié)構(gòu)壁面引入活塞冷卻油腔，在不改變活塞任何結(jié)構(gòu)條件下，從壁面改性角度對活塞冷卻油腔往復(fù)振蕩傳熱進行強化.利用化學(xué)腐蝕和激光刻蝕方法制備 3種微納米結(jié)構(gòu)表面，采用往復(fù)振動沖擊換熱模擬試驗臺，探究微納米結(jié)構(gòu)特性對活塞往復(fù)振蕩內(nèi)冷油腔換熱的影響.

1 往復(fù)振蕩沖擊換熱特性試驗系統(tǒng)

為模擬活塞往復(fù)運動過程，內(nèi)冷油腔沖擊換熱過程，搭建了試驗測試系統(tǒng)見圖1.由于是對比試驗，不需要定量考量實際情況下活塞內(nèi)冷油腔的換熱，故選擇去離子水作為工質(zhì)從而簡化試驗.工質(zhì)由離心泵驅(qū)動，經(jīng)過轉(zhuǎn)子流量計進入試驗段.經(jīng)往復(fù)沖擊換熱后，自然流出進入溢流槽，再經(jīng)風(fēng)冷換熱器回到水箱，完成整個循環(huán).

圖1 往復(fù)振蕩沖擊換熱試驗臺示意Fig.1 Schematic diagram of reciprocating oscillation shock heat transfer test bench

往復(fù)運動由一臺去除氣缸蓋的柴油機和一臺交流調(diào)頻電機提供，為更準確模擬實際沖擊換熱情況，將試驗段固定在經(jīng)過延長的連接桿上.試驗過程轉(zhuǎn)速可通過電機變頻器進行調(diào)節(jié)，再由紅外轉(zhuǎn)速計測量得到.試驗將活塞環(huán)形內(nèi)冷油腔簡化為長方形腔體，只考慮軸向往復(fù)振蕩沖擊換熱，忽略周向換熱.方腔由不銹鋼主體和可拆卸銅表面組成，工質(zhì)進/出口分別在方腔主體下壁面兩端.利用陶瓷加熱片對上表面進行加熱，加熱功率通過直流電源進行調(diào)節(jié)，從而形成不同的熱流密度.方腔上表面均勻加工 6個直徑為1.3mm的熱電偶孔位至中間位置如圖2所示，利用嵌入表面的 T型熱電偶采集壁面溫度，熱電偶為實驗室自制，試驗前采用直流電位差計(UJ37)進行標(biāo)定，誤差為 0.3%.將所有熱電偶外接點固定在往復(fù)運動試驗臺側(cè)面，補償導(dǎo)線直接與外接固定點連接，而補償導(dǎo)線可以自由運動，從而保證往復(fù)過程測量不受影響.

圖2 試驗段結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Diagram of experiment section

試驗環(huán)境溫度為室溫(約為 25℃)，試驗前將陶瓷加熱片通過無鉛錫膏直接貼合在上表面，腔體周圍包裹兩層保溫材料(氣凝膠墊和保溫棉)，達到無熱量損失的效果.所以熱流密度 q可由直流電源提供的電壓和電流算出，即

式中：U為加熱片兩端的電壓；I為通過加熱片的電流；A為試驗段上表面的面積.

由于試驗工質(zhì)進入試驗段后與上表面產(chǎn)生往復(fù)振動沖擊對流換熱，從而使得工質(zhì)在進/出口處溫度出現(xiàn)溫差，根據(jù)對流換熱公式計算出試驗段上表面平均對流換熱系數(shù)h為

式中：tw為試驗段上表面平均溫度(通過試驗段 6個測點溫度平均計算獲得)；tf為工質(zhì)流經(jīng)試驗段的平均溫度(通過測量進/出口溫度平均計算獲得).

充液率ω是試驗的重要參數(shù)，為確定腔內(nèi)的充液率，將試驗段更換為相同尺寸的透明亞克力腔體，采用不同工質(zhì)流量達到不同充液率，記錄所需充液率時液體的流量，即利用流量來換算充液率，然后更換為不銹鋼試驗段進行換熱試驗.試驗段為方腔，充液率為

式中：H為液位高度；W為方腔總高度.

2 表面制備與表征

2.1 表面制備

試驗采用拋光銅表面、超親水表面、微結(jié)構(gòu)表面和微結(jié)構(gòu)超親水表面，超親水表面通過過氧化氫腐蝕方法制備.首先，將試驗段銅表面依次通過 124.0、232.5、465.0個/cm2砂紙打磨，再用拋光機將表面拋光，最后分別用丙酮、酒精和去離子水在超聲環(huán)境下去除表面油污及其他雜質(zhì).將拋光表面放入體積分數(shù)為 30%的過氧化氫溶液中腐蝕，期間使用黑色密織布遮光，防止過氧化氫光照分解.最后將表面取出，用去離子水清洗掉表面殘留溶液，吹干備用.

微結(jié)構(gòu)表面采用激光刻蝕技術(shù)進行制備.飛秒激光刻蝕與材料表面接觸時間短，對材料的熱影響幾乎可以忽略不計，可加工均勻的微結(jié)構(gòu).試驗采用的表面微結(jié)構(gòu)尺寸為 200μm×200μm、深度為 30μm 的方形凸臺結(jié)構(gòu)，凸臺之間間距為 200μm，加工后的整體效果如圖3所示.微結(jié)構(gòu)超親水表面是在微結(jié)構(gòu)表面的基礎(chǔ)上，采用制備超親水表面方法制備而成.

圖3 微結(jié)構(gòu)表面整體形貌Fig.3 Overall morphology of micro structure surface

2.2 表面相貌特性

利用掃描電鏡觀測表面結(jié)構(gòu)，如圖4所示.拋光表面沒有明顯規(guī)則結(jié)構(gòu)，會存在大量細小且具有方向性的痕跡，這是由于打磨拋光等因素所造成的，不影響表面性質(zhì)，可作為參考表面.超親水表面會在表面形成一層不規(guī)則結(jié)構(gòu).微結(jié)構(gòu)表面結(jié)構(gòu)較為均勻，但由于激光束中心區(qū)域能量集中，會在表面留下弧形凹坑，激光束邊緣處的銅也會形成一層層的堆積結(jié)構(gòu)，即存在微納二元結(jié)構(gòu).微結(jié)構(gòu)超親水表面經(jīng)化學(xué)方法處理后，會在原有的二元結(jié)構(gòu)上形成更復(fù)雜的納米和誒米結(jié)構(gòu).

圖4 表面掃描電鏡Fig.4 SEM image of surfaces

2.3 表面潤濕性

表面潤濕性由表面接觸角來體現(xiàn)，采用光學(xué)接觸角測量儀器對不同表面接觸角進行測量.每次測量液滴大小為 5μL，待液滴在表面上附著穩(wěn)定后保存并采用五點法對接觸角進行測量，進而獲得表面的接觸角，如圖5所示.拋光表面接觸角由于每次拋光，表面仍然會存在不同程度的細小劃痕，故其接觸角會在 90°左右波動，介于親水性與疏水性之間.過氧化氫腐蝕后的拋光表面呈明顯的超親水特性，靜態(tài)接觸角為 13.24°.由于表面存在微納二元結(jié)構(gòu)，激光燒蝕后的微結(jié)構(gòu)表面產(chǎn)生了一定的毛細力，呈親水特性.進一步過氧化氫腐蝕后，會在表面形成較強的毛細力和親水基團，使表面呈超親水性，且液滴在表面上會迅速鋪展開.

圖5 4種表面的接觸角Fig.5 Contact angle on four surfaces

3 結(jié)果及分析

3.1 準穩(wěn)態(tài)過程

方腔往復(fù)振蕩換熱達到動態(tài)平衡時，將熱電偶采集間隔設(shè)置為1s，測量不同點溫度隨時間的變化，如圖6所示.可以看到拋光表面溫度有一定的波動，但最大溫度波動差值也僅為 0.7℃；超親水表面溫度波動變得平緩，溫度最大差值為 0.3℃.由于在活塞往復(fù)運動過程，曲軸處在不同的角度，腔中兩相流的分布也會不同，每個行程中約一半時間，液體會在腔的下半部，使上壁面大部分面積與氣體接觸，會造成一定的溫度波動.而上壁面改為超親水表面后，由于其具有超強的毛細力，可以使液體完全覆蓋方腔上表面，形成穩(wěn)定的液膜，且不會輕易脫落，故在整個行程，上表面始終會有液膜覆蓋，從而強化換熱，也使換熱表面溫度波動較小.結(jié)果表明一定時間內(nèi)壁面的溫度波動相對較小，能作為準穩(wěn)態(tài)過程進行處理.

圖6 表面溫度隨時間的波動Fig.6 Fluctuation of surface temperature with time

3.2 轉(zhuǎn)速和充液率對換熱的影響

圖7為不同發(fā)動機轉(zhuǎn)速及不同充液率條件下 4種表面結(jié)構(gòu)的換熱特性.試驗冷卻液采用去離子水作為工質(zhì)，溫度范圍變化較小，故取去離子水(T=40℃)的物性參數(shù)為：ρ=992.2kg/m3，μ=0.653 mPa·s.而在發(fā)動機的實際運行過程中，活塞冷卻油腔內(nèi)部機油的平均溫度約為 120℃[15]，此時機油的物性參數(shù)為[16]：ρ=829kg/m3，μ=10.3mPa·s.根據(jù)式(3)，為保證兩種冷卻介質(zhì)的振蕩雷諾數(shù)ReB(依據(jù)式(5)計算)相同、流型分布規(guī)律相似，在活塞冷卻油腔內(nèi)部采用機油和去離子水時，發(fā)動機的轉(zhuǎn)速之比為

圖7 轉(zhuǎn)速和充液率對換熱的影響Fig.7 Influence of liquid charging rate and rotating speeds on heat transfer

式中：ωB為活塞的振蕩速度；De為冷卻油腔的當(dāng)量直徑；n為發(fā)動機轉(zhuǎn)速；下標(biāo)water、oil分別為機油和去離子水；為冷卻油腔截面的平均高度；μ、ν和ρ分別為冷卻介質(zhì)的動力黏度、運動黏度和密度.

可視化試驗的轉(zhuǎn)速為 150～200r/min，當(dāng)采用機油對活塞進行冷卻時，在相同振蕩雷諾數(shù)的條件下，所對應(yīng)的轉(zhuǎn)速為2700～3600r/min，符合發(fā)動機的實際運行特性.因此，轉(zhuǎn)速對表面換熱有重要影響.由于發(fā)動機運行時，內(nèi)冷油腔中氣/液兩相流的主流區(qū)流型對各壁面換熱有極大的影響，而轉(zhuǎn)速直接決定兩相流在曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)的變化規(guī)律.轉(zhuǎn)速越大，隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化，加速度的大小變化也就越大，而重力對流型的影響較小，在上表面會形成一定的液膜.而轉(zhuǎn)速較低時，重力影響較大，液體接觸上表面時間較短，不會對上壁面產(chǎn)生有效的沖擊，導(dǎo)致上壁面液膜覆蓋率較低，傳熱效果較差.另外，隨轉(zhuǎn)速的增加，曲軸轉(zhuǎn)動帶來加速度的影響越來越大，氣/液兩相在腔內(nèi)的混亂程度逐漸增強，液體對上壁面的沖擊作用提升，與液體接觸上壁面的間隔變短，極大地強化了傳熱.故所有充液率條件下，平均換熱系數(shù)隨轉(zhuǎn)速的增加都會有不同程度的提升.但隨著轉(zhuǎn)速的繼續(xù)加大，兩相流流型的變化變小，此時轉(zhuǎn)速對換熱影響會逐漸減弱.

而試驗選取從 10%到 90%等間距的 5種充液率.結(jié)果表明：充液率為 50%時，換熱最強；充液率小于 50%時，氣體占據(jù)腔內(nèi)大的部分空間，液體對上壁面的沖擊效果有限，且同時不能使壁面形成大面積的液膜覆蓋，存在許多表面與氣體直接接觸處，使換熱效率較低.隨著液體的體積分數(shù)增加，逐漸克服上述缺陷，但換熱效果并未持續(xù)上升，主要是因為液體占比較大時，液體與上壁面距離縮短，使得液體對上壁面的沖擊速度變小，換熱強度削弱.

3.3 微納米結(jié)構(gòu)表面對換熱的影響

圖8為不同表面結(jié)構(gòu)在不同轉(zhuǎn)速和充液率條件下?lián)Q熱特性.通過不同充液率下表面換熱的效果可以看到，處理后表面的換熱效果均強于拋光表面.

圖8 不同轉(zhuǎn)速和充液率下表面對換熱的影響Fig.8 Influence of liquid charging rate on heat transfer at different rotating speeds

低充液率狀態(tài)下，由于腔內(nèi)液體較少，受往復(fù)沖擊作用，液體在拋光表面滯留較短，不能形成完全覆蓋的液膜.而兩種超親水表面很好地解決了液膜鋪展著壁問題，且由于微結(jié)構(gòu)還使換熱表面面積增大，從而使得微結(jié)構(gòu)超親水壁面換熱效果最好.相比來說，微結(jié)構(gòu)表面具有一定的親水特性，表面面積也比拋光表面相對增加，但依然很難使液體完全覆蓋表面，故其換熱效果介于拋光表面與超親水表面之間.可見，低充液率條件下保證壁面形成完整的液膜，進而減少換熱表面與腔內(nèi)氣體之間的換熱，是提升冷卻油腔換熱效果的有效措施.

充液率高于 70%時，由于腔內(nèi)液體較多，對上壁面的往復(fù)沖擊行程變短，使沖擊作用減弱，尤其是在低轉(zhuǎn)速時，液體沖擊上壁面作用更弱，此時超親水壁面的作用依然存在，其能使上壁面完全覆蓋液膜，從而強化了換熱.隨著轉(zhuǎn)速的增大，液體的慣性增強，對上壁面沖擊變強，但此時液體占比大，無論哪種表面，上壁面都可以形成有效的液膜覆蓋，故此時表面超親水特性對換熱的影響不大，故高速狀態(tài)下所有表面換熱強度幾乎相似.而微結(jié)構(gòu)增加了表面面積，在一定程度上對換熱具有強化作用.可見，高充液率條件下液膜能夠完整地覆蓋換熱表面，但沖擊效果降低，而增加換熱面對冷卻油腔換熱強度的提升具有一定的強化作用.

另外，將方腔上表面進行微結(jié)構(gòu)表面改性，對主流區(qū)的往復(fù)流動幾乎不會產(chǎn)生任何影響，故表面的換熱規(guī)律隨充液率的變化相同.

4 結(jié) 論

采用方腔代替活塞冷卻油腔環(huán)形結(jié)構(gòu)的模擬試驗方法，探討了往復(fù)振蕩沖擊換熱過程壁面特性的影響，結(jié)果表明：

(1) 通過兩種方法制備了不同尺度的超親水表面，掃描電鏡可以看到均勻的多尺度結(jié)構(gòu)，且超親水特性穩(wěn)定.

(2) 試驗方腔最佳換熱充液率為 50%，既可以保證壁面沖擊速度，也可以使上壁面形成有效的液膜覆蓋；同時轉(zhuǎn)速的增加會增大液體與氣體在腔內(nèi)的混合程度，在一定范圍內(nèi)能強化內(nèi)冷油腔的換熱.

(3) 微納結(jié)構(gòu)超親水表面強化換熱效果最大，主要是由于微結(jié)構(gòu)與超親水特性使液膜在上壁面快速鋪展并完全覆蓋表面，同時微結(jié)構(gòu)還使換熱面積增大.