发动机缸盖凹面结构对过冷沸腾影响的可视化实验研究*

谷 芳，吴华杰，崔国起

(天津大学内燃机研究所，天津 300072)



2015212

发动机缸盖凹面结构对过冷沸腾影响的可视化实验研究*

谷 芳，吴华杰，崔国起

(天津大学内燃机研究所，天津 300072)

建立了一套可视化的快拆传热试验装置，对发动机缸盖高温鼻梁区几种凹面结构的过冷沸腾现象进行了传热试验和激光多普勒测速(LDV)流场测试。LDV流场测试的结果显示，过冷沸腾对壁面附近的主流方向(U向)的速度有一定的阻碍作用，对垂直加热壁面方向(V向)的速度有较大的强化作用，在低流速、高热通量下，沸腾可使壁面处的V向速度提高一个数量级。随着凹面半径的减小，U向速度有小幅度提高，V向速度脉动强度减弱，在一定程度上抑制了沸腾的发生；过冷沸腾传热总量提高，对流传热系数增大，提高了强制对流传热量。Chen模型和BDL模型对平面结构的预测结果较好，总体平均误差能控制在20%以内，BDL模型在某些工况下甚至可以将误差控制在10%左右。但两模型未考虑凹面结构的影响，故沸腾曲线总体呈低估趋势，平均误差在30%以上，尤其对低壁面过热度下的预测精度更差，某些工况的预测误差甚至接近200%。表明目前过冷沸腾传热模型应予修正。

气缸盖；过冷沸腾；凹面结构；传热试验；LDV测试

前言

随着柴油机强化程度的不断提高，缸盖等承受高热负荷的关键零部件冷却结构设计和评估就显得格外重要。理论和实验研究均表明[1-2]，在柴油机缸盖冷却系统中存在着过冷流动沸腾传热现象。另外，沸腾传热也是发展高温冷却系统的主要理论基础之一，因而在未来发展紧凑型柴油机方面有重要的应用前景[3]。

一般说来，缸盖火力面上的最高温度会出现在排气阀座与进排气门之间的鼻梁区，这些区域的冷却水流通截面狭小，且多为凹底面结构。由于过冷流动沸腾现象的复杂性和多变性，使目前大多数建立在理想加热面和常规工况下的沸腾传热模型[4-6]不能完全适用于缸盖的各种热负荷状态。尤其是针对高强化柴油机，鼻梁区热负荷较高，在凹面结构上，沸腾的随机性更加突出。为获得更适用于缸盖传热分析的过冷流动沸腾传热模型，本文中建立了一套快拆传热实验装置，将缸盖鼻梁区简化成一系列凹面结构，并结合激光多普勒测速仪(laser doppler velocimeter, LDV)方法对其进行传热实验和过冷沸腾流场的可视化研究。通过考察不同凹面结构、不同流动条件和不同热负荷状态下的流场结构来揭示流动与过冷沸腾之间的相互作用，找到影响过冷沸腾的主要控制因素，为提出更适用于高强化缸盖热负荷分析的传热模型提供可靠的实验数据和理论基础。

1 实验系统与方法

1.1 实验系统

整个实验系统由冷却液回路系统、电控单元和LDV流场测试系统等组成。

冷却液回路主要由水泵、恒温冷却液储槽、涡轮流量计、压力计、温度计、方形流动通道、快拆传热单元等主要设备和相应的管道、阀门构成，见图1。

快拆传热单元为传热实验主体，主要由金属快拆测试件、紫铜导热件、有机玻璃视窗组件、密封紧固组件和保温箱体等构成，见图2。

金属快拆件为不同表面结构的金属块，可快速安装到测试系统中。图3给出4种金属快拆件结构。总体为10mm×40mm×25mm的矩形块，其中3种结构具有凹面，其半径分别为6，8和10mm。金属快拆件与方形流动通道之间的结合面采用榫卯结构，并配和密封紧固件，通过螺栓锁紧上、下承压件，使方形流动通道与实验测试件紧密配合，保证密封。

电控单元主要包括工况控制模块和测温模块。采用热电偶测量流体进出口水温和恒温冷却液储槽水温，并通过电子继电器对恒温水槽的电加热器自动调节，保持实验流体恒温。采用高温热电偶测量金属快拆件表面温度。

采用DANTEC 3D LDV系统测量过冷沸腾流场，见图4。LDV是一种高精度、非接触式的流场测量方法，对单相流测量精度较高，鉴于本次实验为过冷沸腾状态，气含率较低，因此该方法仍然适用[7-8]。

本次实验采用燃气喷灯作为热源，该方法可提供与发动机缸盖热负荷状态相接近的热流密度[9]。

1.2 实验方法

实验原理：实验流体在恒温冷却液储槽中被加热到预定温度，通过水泵驱动，在恒温冷却液储槽、方形流动通道、快拆传热单元的闭合回路中循环流动，并通过电控单元控制流体温度恒定。采用燃气喷灯对快拆传热单元加热，通过调节喷灯进气量，控制输入给传热单元的热负荷。采用6组均布在相距△X1-2两截面上的高温热电偶，测量金属快拆件两截面平均温度T1和T2，根据式(1)获得加热通量q，并根据线性外推法获得金属快拆件与冷却液接触表面的平均壁面温度Tw。依据式(2)计算强制对流阶段的壁面对流换热系数h，其中Tb为主流体温度。在测试传热性能的同时，采用3D LDV测量对应工况下的流场。

(1)

q=h(Tw-Tb)

(2)

式中：λ为热导率，W/(m·℃)；△X1-2为测温点距离，m；T1和T2分别为测量点1和2的温度，℃；Tw和Tb分别为壁面和主流体温度，℃；h为壁面对流换热系数，W/(m2·℃)；q为加热通量，W/m2。

1.3 实验参数

实验流动工质为去离子水，系统操作压力为大气压。金属快拆件为灰铸铁HT350。具体实验参数见表1。

表1 实验参数

1.4 误差控制

金属表面温度的测量误差主要来源于测温热电偶的测量精度和安装精度。试验选用I级精度Φ1mm的K型热电偶测量金属表面温度和实验段冷却水进出口液体温度，其精度为±1.5℃，安装精度控制在±0.5mm。LDV流场测量误差主要来自于激光从空气进入水中的折射率误差，修正值为1.404，该值在测量软件中，直接对沿激光焦点深入视窗方向的速度进行修正。选用0.5级涡轮流量计测量液体流量。

2 实验结果与讨论

2.1 凹面结构对过冷流动沸腾流场的影响

过冷沸腾是指液体主体温度低于相应饱和压力下的饱和温度，壁面温度大于该饱和温度时所发生的沸腾换热。当流体处于流动状态，则壁面处发生沸腾的温度并不一定是饱和温度，而是当壁面过热度(Tw-Tsat)达到一定值时，才会出现沸腾。即过冷流动沸腾受流动状况的影响较大，因而一切影响流动的因素均会对过冷流动沸腾传热造成一定影响。为此，首先考察过冷流动沸腾的流场结构。

过冷沸腾气泡上升和破碎过程中往往会对周围流场产生一定影响。图5～图7首先分析了平顶结构(R=∞)在不同工况下的U向(主流方向)和V向(垂直于加热壁面方向)速度分布。图中横坐标y为垂直于加热壁面的纵向距离，纵坐标为速度标量U/Ub和V/Ub，其中Ub为主体流速。各图中还给出未加热状态(q=0)的速度侧型，以方便考察气泡运动对过热壁面边界层的影响。

图5～图7中各条曲线均表明，随着壁面热通量增加，沸腾对壁面边界层内的流动影响逐渐显著，但在热边界层以外的主流区，各种速度侧型与单相流速度侧型趋于一致。图5(a)～图7(a)显示，在小流速(0.25m/s)下，随着热通量增加，沸腾壁面边界层附近的U向速度，比未加热状态的U向速度有明显的减弱趋势，但随着流速增大(2m/s)，这种趋势降低。这主要由于沸腾气泡在上升过程中，会对主流方向的流体产生一定的附加曳力，阻碍主流速度，但随着流速增加，这种附加曳力的影响减弱。图5(b)～图7(b)显示，沸腾对垂直于加热壁面的V向速度影响较大，随着沸腾气泡从壁面上升形成空位，引起周边流体填充，从而在壁面边界层内产生了较强的V向速度，这种趋势在小流速和高热通量下尤为明显。以Ub=0.25m/s和q=413kW/m2为例，最大V向速度分量能达到主流速度Ub的9%左右，比未加热状态的V向速度高出一个数量级。同样，随着流速增加，沸腾对V向速度的影响逐渐减弱，但即便在2m/s时，高热通量(q=409kW/m2)下的V向速度仍能提高一个数量级，这在一定程度上强化了壁面边界层内的对流传热。

由于结构对流场有最直接的影响，本文中将缸盖鼻梁区简化成一系列凹面结构进行流场测量，同时，为避免水流进出凹面结构产生的端面效应，选择在凹面结构的中线位置进行测量。图8和图9对比了凹面结构对沸腾流场的影响。图8(a)和图9(a)显示凹面结构对U向速度影响较小，在小流速(0.25m/s)下，随着凹面半径R的减小，U向流速有所提高，但在高流速(2m/s)下，这种变化趋势不明显。同时，该结果也显示凹面结构的端面效应并未对测量位置处的流场产生较大影响。图8(b)和图9(b)显示，与平顶结构类似，沸腾气泡的运动加强了壁面边界层内V向速度的脉动，但随着凹面半径R的减小，V向速度的脉动幅度减弱。这反映出在相同热负荷条件下，随着凹面半径的减小，壁面附近的沸腾气泡运动减弱或沸腾气泡数量减少。为考察这一论点，对Ub=1m/s和Tb=90℃时各种凹面结构上的沸腾现象进行了可视化的观察，见图10。该图显示，随着凹面半径的减小，在加热功率基本接近的条件下，沸腾的强度逐渐降低。沸腾气泡的运动过程主要受到曳力、浮力和剪切力的共同作用，随着凹面半径的减小，气泡在流动方向的受力分量会逐渐增大，这有利于气泡脱离加热表面，不易形成较大的聚集气泡，从而减少了加热壁面上的气泡附着数量。综上所述，减小凹面半径，可提高局部主流方向速度，降低垂直壁面方向的脉动速度，在一定程度上抑制沸腾的发生，从而提高沸腾发生时的壁面过热度，这在缸盖实际使用中有利于抑制鼻梁区沸腾发生的程度，从而实现高温冷却。

2.2 凹面结构对强制对流换热系数的影响

在未发生沸腾的阶段，流体与被加热面之间主要是强制对流换热。图11是主体温度为60℃，主体流速为0.5和1m/s两种操作工况下，强制对流换热系数随壁面温度差(Tw-Tb)的变化曲线。很明显，在相同壁面温度下，随着凹面半径的减小，强制对流换热系数增大。以R=6mm为例，Ub=0.5m/s时的平均对流换热系数比平面结构提高59.8%；Ub=1m/s时，提高68.5%。分析原因认为，凹面半径减小，提高了壁面附近的局部U向速度，从而提高了局部Re数，促进了边界层内的对流传热，从而提高了加热面的平均对流换热系数。另外，图11中所有曲线均显示，在强制对流换热阶段，随着壁面温度的增加，即温差加大，传热系数略有增加。这是因为壁面附近的流体黏性随壁面温度增加而降低，从而提高了局部对流传热系数。在当前实验条件下，流体黏性变化不大，因而对流传热系数上升幅度不大。

2.3 凹面结构对过冷流动沸腾曲线的影响

图12和图13是主体温度Tb=90℃，主体流速为0.5和1m/s条件下各种凹面结构的沸腾曲线。所有曲线均显示，热通量随着壁面过热度(Tw-Tsat)增加而逐渐增加。在相同壁面过热度下，随着凹面半径减小，热通量增加。以R=6mm为例，Ub=0.5m/s时，平均热通量比R=∞时提高了61%；Ub=1m/s时，平均热通量比R=∞时提高了69%。通过前面的LDV流场分析和强制对流换热系数分析可知，在过冷流动沸腾阶段，强制对流换热仍然占主要地位，尽管凹面半径减小，在一定程度上会抑制沸腾的发生，但局部主流速度和对流换热系数会随凹面半径减小有较大程度的增加，使在相同壁面过热度下，总壁面传热量提高。表明在低壁面过热度下，通过合理设计缸盖鼻梁区水腔内壁面曲率半径，可提高传热通量，这一结论在实际应用中有重要指导意义。

针对过冷沸腾现象，学者们建立了多个预测模型，其中以Chen模型[4]和BDL模型[5]应用最广。其中Chen模型将过冷沸腾传热过程分为对流传热和核态沸腾传热两部分，分别建立各自模型，将二者叠加并结合一定的修正因子进行求解；BDL模型继续发展了Chen模型，从气泡生成、长大到脱离的受力过程推导了沸腾传热项的修正因子。为考察沸腾模型对凹面结构的预测精度，在图12和图13中绘出了两种模型的预测结果，并在表2中列出了两种模型的平均误差。可以发现，对于平面结构(R=∞)，Chen和BDL模型的预测结果较好，总体误差能控制在20%以内，BDL模型在高流速(1m/s)工况下甚至可以控制平均误差在10%左右；但两种模型均未考虑凹面结构对壁面热通量的影响，尤其在低壁面过热度下，预测精度较差，总体平均误差在30%以上，某些工况预测误差甚至接近200%。分析原因认为，在过冷沸腾阶段，强制对流传热占主导因素，凹面结构促进了强制对流传热，因而大幅度提高了壁面热通量，尤其在小壁面过热度下，这种趋势更加明显。而值得注意的是，目前用于过冷流动沸腾的各种模型并未充分考虑结构的影响，因此误差较大。

表2 两种模型的平均误差(Tb=90℃) %

鉴于此，有必要对目前的过冷沸腾传热模型进行修正，充分考虑加热面结构的影响，提高模型的预测精度。

3 结论

(1) 将缸盖鼻梁区水腔结构简化成凹面结构，在一套可视化快拆传热实验装置上，进行了传热实验，并采用LDV方法对各种凹面结构上的过冷沸腾流场进行了测量。

(2) 平面结构LDV流场结果显示，过冷沸腾对边界层附近的流体有显著作用，但对边界层以外的主流区影响不大。过冷沸腾对垂直于加热壁面的V向速度有一定强化作用，对U向速度有一定阻碍作用，并且这种趋势随着热通量增加而增大，随着主体流速增加而降低。在高热通量下，过冷沸腾对V向速度的强化能提高一个数量级。

(3) 凹面结构LDV流场结果显示，随着凹面半径的减小，U向流速有小幅度提高，过冷沸腾对V向速度的脉动强化幅度减弱，在一定程度上抑制了沸腾的发生，从而提高了沸腾发生时的壁面过热度，有利于实现高温冷却。

(4) 在相同壁面温度下，随着凹面半径的减小，壁面附近的U向速度分量增加，强制对流换热系数得到提升。

(5) 在壁面过热度相同时，热通量随凹面半径的减小而提升。这是由于过冷流动沸腾阶段，强制对流换热仍然占主导地位，一切影响强制对流的因素都将影响过冷沸腾总传热量。表明通过合理设计缸盖鼻梁区水腔内壁面曲率半径，可提高传热通量，实现高温冷却，这一结论在实际应用中有重要指导意义。

(6) Chen模型和BDL模型对平面结构的过冷沸腾曲线预测较好，平均误差可控制在20%以内。但两种模型均未考虑凹面结构对传热通量的影响，平均误差在30%以上，某些工况的误差甚至接近200%。因此有必要修正这两种模型，提高预测精度。

[1] 姚仲鹏,王新国.车辆冷却传热[M].北京:北京理工大学出版社,2001:86-88.

[2] Wang Zhaowen, Huang Ronghua, Chen Xiaobei, et al. Experiment and Simulation Analysis on Heat Load of Heavy-duty Vehicle Diesel Engine[C]. SAE Paper 2007-01-2069.

[3] Pang H H, Brace C J. Review of Engine Cooling Technologies for Modern Engines[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part D: Journal of Automobile Engineering,2004,218(11):1209-1215.

[4] Rohsenow W M. A Method of Correlation Heat Transfer Data for Surface Boiling of Liquid[J]. Trans ASME,1952,74:969-975.

[5] Chen J C. Correlation for Boiling Heat Transfer to Saturated Fluids in Convective Flow[J]. Ind Eng Chem Proc Design Develop,1966,5:322-329.

[6] Steiner H, Kobor A, Gebhard L. A Wall Heat Transfer Model for Subcooled Boiling Flow[J]. Int J Heat and Mass Transfer,2005,48:4161-4173.

[7] Franz Ramstorfer, Helfried Steiner H, Gunter Brenn. Modeling of the Microconvective Contribution to Wall Heat Transfer in Subcooled Boiling Flow[J]. Int. J. Heat and Mass Transfer,2008,51:4069-4082.

[8] Hsieh S S, Lai W C, Tsai H H. LDV Assisted Bubble Dynamic Parameter Measurements from Two Enhanced Tubes Boiling in Saturated R-134a[J]. Int. J. Heat and Mass Transfer,2003,46:4911-4923.

[9] Hosny Z, Abou-iyan. Forced Convection and Subcooled Flow Boiling Heat Transfer in Asymmetrically Heated Ducts for T-section[J]. Energy Conversion and Management,2004,45:1043-1065.

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

*国家自然科学基金青年基金(51106106)资助。

原稿收到日期为2014年3月26日，修改稿收到日期为2014年6月26日。