谷 芳，吳華杰，崔國起

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)研究所，天津 300072)

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2015212

發(fā)動機(jī)缸蓋凹面結(jié)構(gòu)對過冷沸騰影響的可視化實驗研究*

谷 芳，吳華杰，崔國起

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)研究所，天津 300072)

建立了一套可視化的快拆傳熱試驗裝置，對發(fā)動機(jī)缸蓋高溫鼻梁區(qū)幾種凹面結(jié)構(gòu)的過冷沸騰現(xiàn)象進(jìn)行了傳熱試驗和激光多普勒測速(LDV)流場測試。LDV流場測試的結(jié)果顯示，過冷沸騰對壁面附近的主流方向(U向)的速度有一定的阻礙作用，對垂直加熱壁面方向(V向)的速度有較大的強(qiáng)化作用，在低流速、高熱通量下，沸騰可使壁面處的V向速度提高一個數(shù)量級。隨著凹面半徑的減小，U向速度有小幅度提高，V向速度脈動強(qiáng)度減弱，在一定程度上抑制了沸騰的發(fā)生；過冷沸騰傳熱總量提高，對流傳熱系數(shù)增大，提高了強(qiáng)制對流傳熱量。Chen模型和BDL模型對平面結(jié)構(gòu)的預(yù)測結(jié)果較好，總體平均誤差能控制在20%以內(nèi)，BDL模型在某些工況下甚至可以將誤差控制在10%左右。但兩模型未考慮凹面結(jié)構(gòu)的影響，故沸騰曲線總體呈低估趨勢，平均誤差在30%以上，尤其對低壁面過熱度下的預(yù)測精度更差，某些工況的預(yù)測誤差甚至接近200%。表明目前過冷沸騰傳熱模型應(yīng)予修正。

氣缸蓋；過冷沸騰；凹面結(jié)構(gòu)；傳熱試驗；LDV測試

前言

隨著柴油機(jī)強(qiáng)化程度的不斷提高，缸蓋等承受高熱負(fù)荷的關(guān)鍵零部件冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計和評估就顯得格外重要。理論和實驗研究均表明[1-2]，在柴油機(jī)缸蓋冷卻系統(tǒng)中存在著過冷流動沸騰傳熱現(xiàn)象。另外，沸騰傳熱也是發(fā)展高溫冷卻系統(tǒng)的主要理論基礎(chǔ)之一，因而在未來發(fā)展緊湊型柴油機(jī)方面有重要的應(yīng)用前景[3]。

一般說來，缸蓋火力面上的最高溫度會出現(xiàn)在排氣閥座與進(jìn)排氣門之間的鼻梁區(qū)，這些區(qū)域的冷卻水流通截面狹小，且多為凹底面結(jié)構(gòu)。由于過冷流動沸騰現(xiàn)象的復(fù)雜性和多變性，使目前大多數(shù)建立在理想加熱面和常規(guī)工況下的沸騰傳熱模型[4-6]不能完全適用于缸蓋的各種熱負(fù)荷狀態(tài)。尤其是針對高強(qiáng)化柴油機(jī)，鼻梁區(qū)熱負(fù)荷較高，在凹面結(jié)構(gòu)上，沸騰的隨機(jī)性更加突出。為獲得更適用于缸蓋傳熱分析的過冷流動沸騰傳熱模型，本文中建立了一套快拆傳熱實驗裝置，將缸蓋鼻梁區(qū)簡化成一系列凹面結(jié)構(gòu)，并結(jié)合激光多普勒測速儀(laser doppler velocimeter, LDV)方法對其進(jìn)行傳熱實驗和過冷沸騰流場的可視化研究。通過考察不同凹面結(jié)構(gòu)、不同流動條件和不同熱負(fù)荷狀態(tài)下的流場結(jié)構(gòu)來揭示流動與過冷沸騰之間的相互作用，找到影響過冷沸騰的主要控制因素，為提出更適用于高強(qiáng)化缸蓋熱負(fù)荷分析的傳熱模型提供可靠的實驗數(shù)據(jù)和理論基礎(chǔ)。

1 實驗系統(tǒng)與方法

1.1 實驗系統(tǒng)

整個實驗系統(tǒng)由冷卻液回路系統(tǒng)、電控單元和LDV流場測試系統(tǒng)等組成。

冷卻液回路主要由水泵、恒溫冷卻液儲槽、渦輪流量計、壓力計、溫度計、方形流動通道、快拆傳熱單元等主要設(shè)備和相應(yīng)的管道、閥門構(gòu)成，見圖1。

快拆傳熱單元為傳熱實驗主體，主要由金屬快拆測試件、紫銅導(dǎo)熱件、有機(jī)玻璃視窗組件、密封緊固組件和保溫箱體等構(gòu)成，見圖2。

金屬快拆件為不同表面結(jié)構(gòu)的金屬塊，可快速安裝到測試系統(tǒng)中。圖3給出4種金屬快拆件結(jié)構(gòu)。總體為10mm×40mm×25mm的矩形塊，其中3種結(jié)構(gòu)具有凹面，其半徑分別為6，8和10mm。金屬快拆件與方形流動通道之間的結(jié)合面采用榫卯結(jié)構(gòu)，并配和密封緊固件，通過螺栓鎖緊上、下承壓件，使方形流動通道與實驗測試件緊密配合，保證密封。

電控單元主要包括工況控制模塊和測溫模塊。采用熱電偶測量流體進(jìn)出口水溫和恒溫冷卻液儲槽水溫，并通過電子繼電器對恒溫水槽的電加熱器自動調(diào)節(jié)，保持實驗流體恒溫。采用高溫?zé)犭娕紲y量金屬快拆件表面溫度。

采用DANTEC 3D LDV系統(tǒng)測量過冷沸騰流場，見圖4。LDV是一種高精度、非接觸式的流場測量方法，對單相流測量精度較高，鑒于本次實驗為過冷沸騰狀態(tài)，氣含率較低，因此該方法仍然適用[7-8]。

本次實驗采用燃?xì)鈬姛糇鳛闊嵩?，該方法可提供與發(fā)動機(jī)缸蓋熱負(fù)荷狀態(tài)相接近的熱流密度[9]。

1.2 實驗方法

實驗原理：實驗流體在恒溫冷卻液儲槽中被加熱到預(yù)定溫度，通過水泵驅(qū)動，在恒溫冷卻液儲槽、方形流動通道、快拆傳熱單元的閉合回路中循環(huán)流動，并通過電控單元控制流體溫度恒定。采用燃?xì)鈬姛魧觳饌鳠釂卧訜?，通過調(diào)節(jié)噴燈進(jìn)氣量，控制輸入給傳熱單元的熱負(fù)荷。采用6組均布在相距△X1-2兩截面上的高溫?zé)犭娕?，測量金屬快拆件兩截面平均溫度T1和T2，根據(jù)式(1)獲得加熱通量q，并根據(jù)線性外推法獲得金屬快拆件與冷卻液接觸表面的平均壁面溫度Tw。依據(jù)式(2)計算強(qiáng)制對流階段的壁面對流換熱系數(shù)h，其中Tb為主流體溫度。在測試傳熱性能的同時，采用3D LDV測量對應(yīng)工況下的流場。

(1)

q=h(Tw-Tb)

(2)

式中：λ為熱導(dǎo)率，W/(m·℃)；△X1-2為測溫點距離，m；T1和T2分別為測量點1和2的溫度，℃；Tw和Tb分別為壁面和主流體溫度，℃；h為壁面對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；q為加熱通量，W/m2。

1.3 實驗參數(shù)

實驗流動工質(zhì)為去離子水，系統(tǒng)操作壓力為大氣壓。金屬快拆件為灰鑄鐵HT350。具體實驗參數(shù)見表1。

表1 實驗參數(shù)

1.4 誤差控制

金屬表面溫度的測量誤差主要來源于測溫?zé)犭娕嫉臏y量精度和安裝精度。試驗選用I級精度Φ1mm的K型熱電偶測量金屬表面溫度和實驗段冷卻水進(jìn)出口液體溫度，其精度為±1.5℃，安裝精度控制在±0.5mm。LDV流場測量誤差主要來自于激光從空氣進(jìn)入水中的折射率誤差，修正值為1.404，該值在測量軟件中，直接對沿激光焦點深入視窗方向的速度進(jìn)行修正。選用0.5級渦輪流量計測量液體流量。

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 凹面結(jié)構(gòu)對過冷流動沸騰流場的影響

過冷沸騰是指液體主體溫度低于相應(yīng)飽和壓力下的飽和溫度，壁面溫度大于該飽和溫度時所發(fā)生的沸騰換熱。當(dāng)流體處于流動狀態(tài)，則壁面處發(fā)生沸騰的溫度并不一定是飽和溫度，而是當(dāng)壁面過熱度(Tw-Tsat)達(dá)到一定值時，才會出現(xiàn)沸騰。即過冷流動沸騰受流動狀況的影響較大，因而一切影響流動的因素均會對過冷流動沸騰傳熱造成一定影響。為此，首先考察過冷流動沸騰的流場結(jié)構(gòu)。

過冷沸騰氣泡上升和破碎過程中往往會對周圍流場產(chǎn)生一定影響。圖5～圖7首先分析了平頂結(jié)構(gòu)(R=∞)在不同工況下的U向(主流方向)和V向(垂直于加熱壁面方向)速度分布。圖中橫坐標(biāo)y為垂直于加熱壁面的縱向距離，縱坐標(biāo)為速度標(biāo)量U/Ub和V/Ub，其中Ub為主體流速。各圖中還給出未加熱狀態(tài)(q=0)的速度側(cè)型，以方便考察氣泡運動對過熱壁面邊界層的影響。

圖5～圖7中各條曲線均表明，隨著壁面熱通量增加，沸騰對壁面邊界層內(nèi)的流動影響逐漸顯著，但在熱邊界層以外的主流區(qū)，各種速度側(cè)型與單相流速度側(cè)型趨于一致。圖5(a)～圖7(a)顯示，在小流速(0.25m/s)下，隨著熱通量增加，沸騰壁面邊界層附近的U向速度，比未加熱狀態(tài)的U向速度有明顯的減弱趨勢，但隨著流速增大(2m/s)，這種趨勢降低。這主要由于沸騰氣泡在上升過程中，會對主流方向的流體產(chǎn)生一定的附加曳力，阻礙主流速度，但隨著流速增加，這種附加曳力的影響減弱。圖5(b)～圖7(b)顯示，沸騰對垂直于加熱壁面的V向速度影響較大，隨著沸騰氣泡從壁面上升形成空位，引起周邊流體填充，從而在壁面邊界層內(nèi)產(chǎn)生了較強(qiáng)的V向速度，這種趨勢在小流速和高熱通量下尤為明顯。以Ub=0.25m/s和q=413kW/m2為例，最大V向速度分量能達(dá)到主流速度Ub的9%左右，比未加熱狀態(tài)的V向速度高出一個數(shù)量級。同樣，隨著流速增加，沸騰對V向速度的影響逐漸減弱，但即便在2m/s時，高熱通量(q=409kW/m2)下的V向速度仍能提高一個數(shù)量級，這在一定程度上強(qiáng)化了壁面邊界層內(nèi)的對流傳熱。

由于結(jié)構(gòu)對流場有最直接的影響，本文中將缸蓋鼻梁區(qū)簡化成一系列凹面結(jié)構(gòu)進(jìn)行流場測量，同時，為避免水流進(jìn)出凹面結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的端面效應(yīng)，選擇在凹面結(jié)構(gòu)的中線位置進(jìn)行測量。圖8和圖9對比了凹面結(jié)構(gòu)對沸騰流場的影響。圖8(a)和圖9(a)顯示凹面結(jié)構(gòu)對U向速度影響較小，在小流速(0.25m/s)下，隨著凹面半徑R的減小，U向流速有所提高，但在高流速(2m/s)下，這種變化趨勢不明顯。同時，該結(jié)果也顯示凹面結(jié)構(gòu)的端面效應(yīng)并未對測量位置處的流場產(chǎn)生較大影響。圖8(b)和圖9(b)顯示，與平頂結(jié)構(gòu)類似，沸騰氣泡的運動加強(qiáng)了壁面邊界層內(nèi)V向速度的脈動，但隨著凹面半徑R的減小，V向速度的脈動幅度減弱。這反映出在相同熱負(fù)荷條件下，隨著凹面半徑的減小，壁面附近的沸騰氣泡運動減弱或沸騰氣泡數(shù)量減少。為考察這一論點，對Ub=1m/s和Tb=90℃時各種凹面結(jié)構(gòu)上的沸騰現(xiàn)象進(jìn)行了可視化的觀察，見圖10。該圖顯示，隨著凹面半徑的減小，在加熱功率基本接近的條件下，沸騰的強(qiáng)度逐漸降低。沸騰氣泡的運動過程主要受到曳力、浮力和剪切力的共同作用，隨著凹面半徑的減小，氣泡在流動方向的受力分量會逐漸增大，這有利于氣泡脫離加熱表面，不易形成較大的聚集氣泡，從而減少了加熱壁面上的氣泡附著數(shù)量。綜上所述，減小凹面半徑，可提高局部主流方向速度，降低垂直壁面方向的脈動速度，在一定程度上抑制沸騰的發(fā)生，從而提高沸騰發(fā)生時的壁面過熱度，這在缸蓋實際使用中有利于抑制鼻梁區(qū)沸騰發(fā)生的程度，從而實現(xiàn)高溫冷卻。

2.2 凹面結(jié)構(gòu)對強(qiáng)制對流換熱系數(shù)的影響

在未發(fā)生沸騰的階段，流體與被加熱面之間主要是強(qiáng)制對流換熱。圖11是主體溫度為60℃，主體流速為0.5和1m/s兩種操作工況下，強(qiáng)制對流換熱系數(shù)隨壁面溫度差(Tw-Tb)的變化曲線。很明顯，在相同壁面溫度下，隨著凹面半徑的減小，強(qiáng)制對流換熱系數(shù)增大。以R=6mm為例，Ub=0.5m/s時的平均對流換熱系數(shù)比平面結(jié)構(gòu)提高59.8%；Ub=1m/s時，提高68.5%。分析原因認(rèn)為，凹面半徑減小，提高了壁面附近的局部U向速度，從而提高了局部Re數(shù)，促進(jìn)了邊界層內(nèi)的對流傳熱，從而提高了加熱面的平均對流換熱系數(shù)。另外，圖11中所有曲線均顯示，在強(qiáng)制對流換熱階段，隨著壁面溫度的增加，即溫差加大，傳熱系數(shù)略有增加。這是因為壁面附近的流體黏性隨壁面溫度增加而降低，從而提高了局部對流傳熱系數(shù)。在當(dāng)前實驗條件下，流體黏性變化不大，因而對流傳熱系數(shù)上升幅度不大。

2.3 凹面結(jié)構(gòu)對過冷流動沸騰曲線的影響

圖12和圖13是主體溫度Tb=90℃，主體流速為0.5和1m/s條件下各種凹面結(jié)構(gòu)的沸騰曲線。所有曲線均顯示，熱通量隨著壁面過熱度(Tw-Tsat)增加而逐漸增加。在相同壁面過熱度下，隨著凹面半徑減小，熱通量增加。以R=6mm為例，Ub=0.5m/s時，平均熱通量比R=∞時提高了61%；Ub=1m/s時，平均熱通量比R=∞時提高了69%。通過前面的LDV流場分析和強(qiáng)制對流換熱系數(shù)分析可知，在過冷流動沸騰階段，強(qiáng)制對流換熱仍然占主要地位，盡管凹面半徑減小，在一定程度上會抑制沸騰的發(fā)生，但局部主流速度和對流換熱系數(shù)會隨凹面半徑減小有較大程度的增加，使在相同壁面過熱度下，總壁面?zhèn)鳠崃刻岣?。表明在低壁面過熱度下，通過合理設(shè)計缸蓋鼻梁區(qū)水腔內(nèi)壁面曲率半徑，可提高傳熱通量，這一結(jié)論在實際應(yīng)用中有重要指導(dǎo)意義。

針對過冷沸騰現(xiàn)象，學(xué)者們建立了多個預(yù)測模型，其中以Chen模型[4]和BDL模型[5]應(yīng)用最廣。其中Chen模型將過冷沸騰傳熱過程分為對流傳熱和核態(tài)沸騰傳熱兩部分，分別建立各自模型，將二者疊加并結(jié)合一定的修正因子進(jìn)行求解；BDL模型繼續(xù)發(fā)展了Chen模型，從氣泡生成、長大到脫離的受力過程推導(dǎo)了沸騰傳熱項的修正因子。為考察沸騰模型對凹面結(jié)構(gòu)的預(yù)測精度，在圖12和圖13中繪出了兩種模型的預(yù)測結(jié)果，并在表2中列出了兩種模型的平均誤差。可以發(fā)現(xiàn)，對于平面結(jié)構(gòu)(R=∞)，Chen和BDL模型的預(yù)測結(jié)果較好，總體誤差能控制在20%以內(nèi)，BDL模型在高流速(1m/s)工況下甚至可以控制平均誤差在10%左右；但兩種模型均未考慮凹面結(jié)構(gòu)對壁面熱通量的影響，尤其在低壁面過熱度下，預(yù)測精度較差，總體平均誤差在30%以上，某些工況預(yù)測誤差甚至接近200%。分析原因認(rèn)為，在過冷沸騰階段，強(qiáng)制對流傳熱占主導(dǎo)因素，凹面結(jié)構(gòu)促進(jìn)了強(qiáng)制對流傳熱，因而大幅度提高了壁面熱通量，尤其在小壁面過熱度下，這種趨勢更加明顯。而值得注意的是，目前用于過冷流動沸騰的各種模型并未充分考慮結(jié)構(gòu)的影響，因此誤差較大。

表2 兩種模型的平均誤差(Tb=90℃) %

鑒于此，有必要對目前的過冷沸騰傳熱模型進(jìn)行修正，充分考慮加熱面結(jié)構(gòu)的影響，提高模型的預(yù)測精度。

3 結(jié)論

(1) 將缸蓋鼻梁區(qū)水腔結(jié)構(gòu)簡化成凹面結(jié)構(gòu)，在一套可視化快拆傳熱實驗裝置上，進(jìn)行了傳熱實驗，并采用LDV方法對各種凹面結(jié)構(gòu)上的過冷沸騰流場進(jìn)行了測量。

(2) 平面結(jié)構(gòu)LDV流場結(jié)果顯示，過冷沸騰對邊界層附近的流體有顯著作用，但對邊界層以外的主流區(qū)影響不大。過冷沸騰對垂直于加熱壁面的V向速度有一定強(qiáng)化作用，對U向速度有一定阻礙作用，并且這種趨勢隨著熱通量增加而增大，隨著主體流速增加而降低。在高熱通量下，過冷沸騰對V向速度的強(qiáng)化能提高一個數(shù)量級。

(3) 凹面結(jié)構(gòu)LDV流場結(jié)果顯示，隨著凹面半徑的減小，U向流速有小幅度提高，過冷沸騰對V向速度的脈動強(qiáng)化幅度減弱，在一定程度上抑制了沸騰的發(fā)生，從而提高了沸騰發(fā)生時的壁面過熱度，有利于實現(xiàn)高溫冷卻。

(4) 在相同壁面溫度下，隨著凹面半徑的減小，壁面附近的U向速度分量增加，強(qiáng)制對流換熱系數(shù)得到提升。

(5) 在壁面過熱度相同時，熱通量隨凹面半徑的減小而提升。這是由于過冷流動沸騰階段，強(qiáng)制對流換熱仍然占主導(dǎo)地位，一切影響強(qiáng)制對流的因素都將影響過冷沸騰總傳熱量。表明通過合理設(shè)計缸蓋鼻梁區(qū)水腔內(nèi)壁面曲率半徑，可提高傳熱通量，實現(xiàn)高溫冷卻，這一結(jié)論在實際應(yīng)用中有重要指導(dǎo)意義。

(6) Chen模型和BDL模型對平面結(jié)構(gòu)的過冷沸騰曲線預(yù)測較好，平均誤差可控制在20%以內(nèi)。但兩種模型均未考慮凹面結(jié)構(gòu)對傳熱通量的影響，平均誤差在30%以上，某些工況的誤差甚至接近200%。因此有必要修正這兩種模型，提高預(yù)測精度。

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A Visualized Experimental Study on the Effects of Concave Structureon Subcooled Boiling in Engine Cylinder Head

Gu Fang, Wu Huajie & Cui Guoqi

InternalCombustionEngineResearchInstitute,TianjinUniversity,Tianjin300072

A set of visualized detachable heat transfer test devices are set up to conduct both heat transfer test and laser Doppler velocimeter (LDV) measurements for subcooled boiling phenomena on several concave structures in the high-temperature bridge zone of cylinder head. The results of LDV flow-field measurements show that the subcooled boiling plays a role of slowing down the flow velocity along the streamwise direction (Udirection) near the wall, while obviously increasing the flow velocity along the direction perpendicular to the wall (Vdirection), and it also raise the velocity alongVdirection by one order of magnitude under the condition of low velocity and high heat flux. With the reduction of concave surface radius, the velocity alongUdirection slightly increases and the pulsation ofVdirection velocity weakens, suppressing the occurrence of boiling to certain extent on one hand; and the total heat transfer amount of subcooled boiling increases, the heat transfer coefficient of convection rises and the heat transfer amount of forced convection grows up on the other hand. Chen model and BDL model can get rather good prediction results with an overall average error within 20% and even as low as 10% in some conditions for BDL model. But the boiling curves with these two models show a tendency of underestimation on the whole with an average error over 30%, and a poorer prediction accuracy, in particular in the low overheat condition of wall, even with a prediction error nearly up to 200% in some conditions, because they take no account of the effects of concave structure. These indicate that the present heat transfer models available for subcooled boiling should be revised.

cylinder head; subcooled boiling; concave structure; heat transfer test; LDV measurement

*國家自然科學(xué)基金青年基金(51106106)資助。

原稿收到日期為2014年3月26日，修改稿收到日期為2014年6月26日。