автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.02, диссертация на тему:Методика определения локальных граничных условий со стороны охлаждения при расчете температурных полей крышек цилиндров двигателей

На правах рукописи

4848070

Маластовский Николай Сергеевич

МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЛОКАЛЬНЫХ ГРАНИЧНЫХ УСЛОВИЙ СО СТОРОНЫ ОХЛАЖДЕНИЯ ПРИ РАСЧЕТЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ КРЫШЕК ЦИЛИНДРОВ ДВИГАТЕЛЕЙ

Специальность 05.04.02 - Тепловые двигатели

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

) .<• / 5

2 6 МАЙ 2011

Москва —2011

4848070

Работа выполнена в Московском государственном техническом университете им. Н.Э. Баумана

Научный руководитель: кандидат технических наук, доцент

Мягков Леонид Львович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Петриченко Михаил Романович

кандидат технических наук Сальников Михаил Анатольевич

Ведущее предприятие: ОАО «Автодизель» (Ярославский моторный завод)

Защита диссертации состоится Уб 2011г. в /(Г часов на

заседании диссертационного совета Д 212.141.09 в Московском государственном техническом университете им. Н.Э. Баумана по адресу: 105005, Москва, Рубцовская наб., д.2/18, Учебно-лабораторный корпус, ауд. 947.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГТУ им. Н. Э. Баумана

Ваши отзывы на автореферат в 2-х экземплярах, заверенные печатью учреждения, просим направить по адресу: 105005, Москва, 2-ая Бауманская ул., д.5, МГТУ им. Н.Э. Баумана, ученому секретарю диссертационного совета Д212.141.09.

Автореферат разослан « /Зъ 20}/ г.

Ученый секретарь диссертационного совета 3

к. т. н. доцент

т

Тумашев Р.З.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность проблемы. Основным направлением совершенствования двигателей внутреннего сгорания является форсирование по параметрам рабочего процесса. Такая тенденция привела к тому, что для среднеоборотных тепловозных и судовых двигателей значения среднего эффективного давления достигло величин порядка 2,2...2,7 МПа. В подобных условиях возрастает тепловая и механическая напряженность как деталей, образующих камеру сгорания, так и двигателя в целом, что повышает требования к обеспечению надежности, определяемой в значительной мере уровнем температур и неравномерностью их распределения.

Крышка цилиндра - одна из наиболее сложных деталей, определяющих надежность двигателя. Это связано с тем, что ее функциями является не только обеспечение протекания рабочего процесса, но и отвод в систему охлаждения части теплоты, воспринимаемой от рабочего тела. Возможность тепловых повреждений значительно уменьшается, если уже на стадии проектирования предложить обоснованные меры, обеспечивающие повышение работоспособности, что требует подробной информации о температурном поле крышки цилиндра.

В связи с этим, создание методик определения теплового состояния крышек цилиндров с использованием аппарата математического моделирования, которые могли бы использоваться на стадии проектирования двигателя, является актуальной задачей, особенно в рамках работ по созданию и доводке современных ДВС.

Цель работы: Создание методики определения локальных граничных условий со стороны охлаждения при расчете температурных полей крышек цилиндров двигателей, позволяющей учитывать неравномерность теплоотдачи, связанную с движением жидкости в полостях охлаждения, а также возможность возникновения кипения, при котором происходит рост воспринимаемой тепловой нагрузки.

Достижение поставленной цели требует решения следующих задач:

1. Разработка математической модели смешанного теплообмена в полостях охлаждения крышки цилиндра,

2. Верификация математической модели и применимости численного решения по результатам натурных экспериментов,

3. Исследование влияния неравномерности подвода жидкости в крышку цилиндра на интенсивность теплоотдачи,

4. Анализ влияния конструкционных параметров на циркуляцию жидкости в полостях охлаждения и как следствие на интенсивность теплоотдачи.

Научная новизна:

- предложенная математическая модель впервые используется в приложении к моделированию теплообмена в полостях охлаждения крышек цилиндров двигателей,

- реализован комплексный подход на базе 3D - CFD кода, позволяющий получать локальные значения коэффициента теплоотдачи с учетом кипения жидкости в наиболее нагретых областях крышки.

Достоверность и обоснованность научных положений определяются:

- применением достоверных опытных данных по исследованию температурных полей крышек цилиндров и гидродинамики жидкости в системах охлаждения.

Практическая ценность работы состоит в том, что:

- создана методика расчета, позволяющая с требуемой точностью прогнозировать температурные поля крышек цилиндров,

- показано влияние параметров конструкции на конвективную составляющую теплового потока, позволяющее говорить о необходимости подробного исследования циркуляции жидкости в системе охлаждения уже на стадии проектирования перспективных ДВС.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы были доложены на:

- Научно-технической конференции «3-е Луканинские чтения. Решение энергоэкологических проблем в автотранспортном комплексе», 2007г., Москва, МАДИ.

- XVI, XVII Школах-семинарах молодых ученых и специалистов под рук. академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках», 2007, 2009 гг., Санкт-Петербург, СПбГПУ (диплом за лучший доклад); Жуковский, ЦАГИ им. Н.Е. Жуковского, МФТИ.

- Международной конференции «Двигатель 2007», посвященной 100-летию школы двигателестроения МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2007г., Москва, МГТУ.

- Первой и Третьей Всероссийской конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России», 2008, 2010 гг., Москва, МГТУ.

- XIV Международный конгресс двигателестроителей. 2009г, Украина, Алушта, ХПИ.

Публикации: основные положения диссертации отражены в 7 работах. Объем работы: диссертационная работа содержит 156 страниц основного текста, 90 рисунков, 10 таблиц, состоит из введения, 4-х глав, заключения, приложения и списка литературы, включающего 122 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ

Во введении показана целесообразность создания методики расчета температурных полей крышек цилиндров с локальными граничными условиями со стороны охлаждения. Обоснована актуальность, научная новизна и практическая ценность работы, дана общая характеристика диссертации.

Первая глава посвящена анализу конструкций крышек цилиндров современных среднеоборотных дизелей. Были выделены основные приемы при проектировании, направленные на снижение как механических, так и тепловых нагрузок:

1. Применение высокопрочных и высокотеплопроводных материалов, наиболее современным из которых является закаленный чугун с изотермическим превращением,

2. Оптимизация движения жидкости в полости охлаждения,

3. Применение теплоизоляционных покрытий,

4. Использование составной конструкции,

5. Применение специальных вставок с высоким коэффициентом теплопроводности, позволяющих интенсифицировать отвод теплоты от огневой поверхности крышек (в том числе в рамках ремонтных мероприятий).

На основании проведенного обзора конструкций было показано, что наиболее актуальной является оптимизация теплового режима с помощью организации движения жидкости в системе охлаждения. Такой подход особенно важен с учетом сложности конфигурации проточной части, включающей зоны с различными скоростями движения жидкости, наличие которых приводит к неравномерности теплоотдачи и локальному перегреву днища. Здесь следует отметить работы Петриченко P.M., Баталовой В. А., Петриченко М.Р., посвященные изучению гидравлики охлаждающей жидкости в полостях крышек цилиндров, а также проведенные в МГТУ им. Баумана экспериментальные исследования.

Прогнозирование температурных полей крышек цилиндров уже на стадии проектирования значительно снижает вероятность тепловых повреждений. В этой связи необходимо выделить работы, выполненные на тепловом безмоторном стенде Чайновым Н.Д., Станкевичем И.В., Руссинковским С.Ю. и Краснокутским А.Н. Разработкой математических моделей и уточнением граничных условий в разное время также занимались Стефановский Б.С., Новенников А.Л., Кузнецов Д.Б., Чирков A.A., Костин А.К., Бундин A.A.

Анализ литературных данных показал - максимальная температура теплоотдающей поверхности крышек различного вида во многих случаях превышает температуру фазового превращения для охлаждающих жидкостей (табл.1). Это позволяет сделать вывод о возможности возникновения кипения в зарубашечном пространстве, что должно быть учтено при определении температурного поля.

Таким образом, в системе охлаждения реализуется переходный режим теплообмена, характеризующийся наличием как конвективной составляющей, так и составляющей, возникающей за счет кипения жидкости (рис.1). Это оказывает существенное влияние на интенсивность теплоотдачи и существенно повышает сложность описания процессов и проведение расчетов.

з

Таблица 1.

Максимальные температуры теплоотдающпх поверхностей_

Авторы исследований Бундин А.А. Ьее Н.8. и СЬо1ешсгуп5к1 Ь.У/. Колтин И.П. Рагщ Н.Н, Вгасе С.;.

Температуры теплоотдающих поверхностей, °С -(160-170) °С 146.1 °С -(200-230) °С 151 °С

^охл

где аохл

Рис. 1. Распределение теплового потока в области смешанного теплообмена

В переходной области теплообмена все зависимости для определения граничных условий могут быть описаны с использованием следующего степенного закона

к„,+<с„К (1)

коэффициент теплоотдачи при охлаждении поверхностей крышки; аконв~ конвективный коэффициент теплоотдачи; аш- коэффициент теплоотдачи при кипении (предполагается использование в качестве выражений для а^^.а^,,,, любых соответствующих зависимостей).

В наиболее простом случае при моделировании теплообмена используется аддитивный подход, согласно которому тепловой поток состоит из суммы конвективного теплового потока и составляющей, соответствующей процессу кипения.

К более сложным моделям следует отнести зависимость, предложенную Кутателадзе С.С

аохл =-\/акон» + акип • (2)

В данном случае а кип определяется из следующего соотношения авш = С(р)-^7, (3)

где с(р)=2.6-р0А эмпирический коэффициент, зависящий от давления.

Ранее на кафедре Э-2 МГТУ им. Баумана для расчета температурных полей крышек цилиндров с успехом использовалась интерполяционная зависимость Лабунцова Д.А.

5 • сс — а

^ конв "-кип

Более совершенными являются модели, предусматривающие получение сведений о циркуляции охлаждающей жидкости и количественном соотношении между паровой и жидкостной фазами на поверхностях нагрева. Их реализация основана на использовании дополнительных соотношений для внутренних характеристик кипения. В частности, в соответствии с моделью Бойринга интенсивность теплоотдачи определяется тремя механизмами: -конвективным теплопереносом дкоив для зон, не занятых пузырьками; -испарением жидкости qл¡.п;

-теплообменом вследствие перемешивания пузырьков в тепловом пограничном слое qq. Тогда:

*7охл — Чконв + Чит+Яч (5)

Подобный подход представляется наиболее рациональным и может быть применен в приложении к крышкам цилиндров двигателей на базе вычислительного программного комплекса АЫБУЗ-СРХ.

С учетом изложенного, были поставлены следующие основные задачи работы:

1. Разработать методику определения температурного поля крышки цилиндра с уточненными граничными условиями со стороны охлаждающей жидкости на основании программ численного моделирования.

2. Оценить интенсивность теплоотдачи с использованием модели, основанной на разделении теплового потока на составляющие.

3. Оценить влияние циркуляции жидкости на температурное поле крышки цилиндра.

В качестве основного объекта исследования выбрана серийная крышка цилиндра двигателя типа ЧН30/38.

Во второй главе приведены основные положения математической модели и алгоритм расчета при моделировании температурного поля крышки цилиндров.

Основываясь на проведенном анализе литературы, при определении граничных условий было предложено использовать модель Боуринга для составляющих теплового потока. В таком случае суммарный тепловой поток может быть представлен в виде

<7охл = V /■{Т„-Т/)+т-г + акон, ■ АХ]- (г„, - 7}), (6)

где т =-/ • А'а (£>отр - отрывной диаметр пузырька, / - частота

6

отрыва пузырька пара, Ыа - число центров парообразования); ад -коэффициент теплоотдачи за счет разрушения теплового пограничного слоя, г- удельная теплота парообразования, а А2/ и Ау - относительные площади поверхности, занятой паровой и жидкостной фазой соответственно:

A)f=N,

отр

a

4

А/ =1-^2/

Теплоотдача при кипении определяется температурой охлаждаемой поверхности и степенью недогрева охлаждающей жидкости. Это позволяет использовать итерационный алгоритм решения, в котором в качестве критерия сходимости принимается приращение плотности теплового потока.

В свою очередь, интенсивность конвективного теплообмена определяется режимом течения, что требует достоверной информации о локальном распределении скорости жидкости в полости.

Таким образом, используя аддитивный подход, задачу о нахождении тепловых граничных условий можно представить в виде двух независимых задач нахождения конвективной составляющей и составляющей, определяемой кипением жидкости.

Определить коэффициент теплоотдачи аконв можно с использованием критериальных уравнений либо численным моделированием. Различные подходы в этом случае отображают классическую задачу, где точность расчета всегда обратно пропорциональна затрачиваемым ресурсам и времени.

Можно выделить следующие подходы к вычислению акона(рис. 2):

- эмпирические зависимости,

- расчет гидродинамики в системе охлаждения с постоянными тепловыми граничными условиями,

- сопряженный расчет.

эмпирические зависимости расчет гидродинамики с сопряженный расчет

Рис. 2. Иерархия моделей определения конвективного коэффициента теплоотдачи

В работах Стефановского Б.С., Новенникова A.JI. отмечена важность изучения локальных особенностей теплообмена при прогнозировании температурного состояния деталей ДВС, что подчеркивает нежелательность применения эмпирических зависимостей. В этой связи численное моделирование становится не только наиболее современным подходом, но и зачастую единственно возможным.

В рамках данного подхода, в ходе расчета течения жидкости должны быть численно решены уравнения сохранения для массы, импульса, энергии.

Nu=f(Rer,Prr)

для коэффициента теплоотдачи

постоянными тепловыми граничными условиями

б

которые могут быть записаны в виде обобщенного дифференциального уравнения для переменной Ф

-|т(р-ф)+ сЦр • и ■ Ф) = ЛЧ<Г • grad{ф)) + 5, (7)

5(0

где Г-обобщенный коэффициент диффузии (диффузии, вязкости, тепло- или температуропроводности); источниковый член. Конкретный вид Г, £ зависит от смысла переменной Ф.

Решение уравнений для задач течения жидкости в полости охлаждения с использованием численных методов предполагает осреднение скоростей потока в форме Рейнольдса и использование дополнительных соотношений для учета турбулентности в рамках ЯАЫЬ1 подхода. В данной работе используется модель турбулентности Ментера, позволяющая моделировать течение жидкости как в пристеночной области, что особенно важно для неизотермических задач, так и в ядре потока:

р-У-(м-к,) = V

Ьк,

+ Рк-$* -р-к-хп,

- IV и. ----с2_п.„.„2

где к,- турбулентная кинетическая энергия; та- диссипации турбулентной кинетической энергии; ц,- турбулентная вязкость; а /г1- функция связи.

В дальнейшем полученные на основании расчета величины коэффициента теплоотдачи аконв используются в уравнении (6).

Реализовать итерационный механизм возможно, определив дополнительные независимые переменные - отрывной диаметр пузырька (£>отр), частоту отрыва пузырька пара от обогреваемой поверхности (/), число центров парообразования (А^) и коэффициент теплоотдачи ач.

Обзор и анализ литературы позволил остановиться на следующих зависимостях:

1) Частота отрыва пузырька пара - зависимость Зубера

в о т

2) Выражение для коэффициента теплоотдачи за счет разрушения теплового пограничного слоя ач получают на основании решения

одномерного нестационарного уравнения теплопроводности,

3) Количество центров парообразования

(ю)

где /(р*)= 2.157■ 10~7 ■ (р*)"3'2 (1 + 0.0049■ р'У'" (здесь р* = ^ ~- приведенная * II /

плотность среды); Кс = уц ~ безразмерный радиус впадины, приведенный к

отрывному диаметру пузырька пара, определенному по зависимости Фрица В.

4) Для отрывного диаметра пузырька предлагается использовать зависимость, полученную Колевым Н.И. Однако ее прямое применение ведет к итерационной процедуре расчетов отрывных диаметров пузырька пара, что в рамках предложенной модели значительно усложнило бы расчеты. На основании замечаний Колева Н.И. выделяется предельное решение для случая вынужденного движения жидкости

^ =__т__ж_ (11)

отр Р/'^и/Т-З-^уг 8т(90)+0.3.Си,а//2-со8(е0)) 0.3 Р/|Р'22)-со8(е0) где А(т)- функция, зависящая от температуры поверхности нагрева; У2— приведенная скорость подъема пузырька пара; 0О_ Угол наклона пузырька пара к поверхности нагрева; с^ и скац- константы, учитывающие силу

сопротивления отрыву пузырька пара.

Верификация замены исходного уравнения предельным вариантом -зависимостью (11) проводится путем сопоставления полученных данных (рис. 3).

Рис. 3. Зависимость отрывного диаметра пузырька (мм) от температуры перегрева поверхности при различных давлениях в системе:

1) - /7 = 1 атм, 2) - р = 1.4 атм, 3) - р = 2 атм На основании исследования можно утверждать, что приведенное упрощение может быть применено при температурах перегрева до 40 °С.

Современные расчетные комплексы позволяют учитывать процессы распада и слияния пузырьков, однако ограничены в рамках модели многомерного континуума, что, в частности, проявляется в невозможности рассмотрения перехода режима кипения от пузырькового к пленочному. В этом случае необходимо использовать дополнительные соотношения, определяющие границу применимости моделей, например, широко известную зависимость Кутателадзе С.С.

1 + 0.065-

Р/

Ру

сРьт5иЬ

(12)

где к - величина, называемая критерием устойчивости и характеризующая меру отношения энергии динамического потока пара к энергии, необходимой для ускорения частиц жидкости, отбрасываемых от стснки, до скорости основного потока.

Таким образом, разработанный расчетный алгоритм на основе разделения теплового потока на независимые составляющие должен обеспечивать адекватность определения температурного поля крышки цилиндра с учетом следующих особенностей:

- возможность оценки локальных значений объемной доли пара на теплоотдающей поверхности;

- повышенная точность расчетов ввиду использования локальных величин тепловых потоков;

- получение дополнительной информации о циркуляции жидкости в полости охлаждения крышки цилиндра.

В третьей главе проведена верификация предлагаемой математической модели на основании данных эксперимента, выполненного на кафедре Э-2 МГТУ им. Баумана, в котором фиксировались линии тока, а также определялись поля скоростей потока путем визуализации.

В ходе исследования были выделены характерные зоны (рис. 4), для которых впоследствии проводилась оценка циркуляции жидкости.

Рис. 4. Характерные зоны в полости крышки цилиндра: 1 - перемычка между выпускными клапанами; 2-перемычка между впускным и выпускным клапанами;

3 - перемычка между выпускным и пусковым клапанами;

4, 5 —зоны в районе пускового клапана

Для визуализации в эксперименте применялся метод взвешенных частиц. В качестве частиц использовались твердые полистироловые шарики с белой матовой поверхностью. Их плотность выбиралась равной плотности жидкости, а размер ((1=2 мм) с учетом четкости фиксирования на фотокамеру.

Таким образом, с заранее заданной задержкой фотосъемки получались следы (треки) от движения частиц в различных зонах днища, замеряя

которые, с учетом масштабного фактора рассчитывались величины горизонтальной составляющей скорости потока.

Эксперимент проводился при давлении в системе р = 0.11(МПа), производительность водяного насоса составляла 0 = З.5(м3/ч). Перепад давления на входе и выходе составлял Ар = 0.05(МПа).

Зона 3

Зона 4

Зона 5

Рис. 5. Качественное сравнение течения жидкости в крышки цилиндра:

а) - результаты эксперимента, б) - результаты численного моделирования

Результаты исследования показывают, что программные комплексы численного моделирования с достаточной точностью позволяют определять распределение скорости жидкости в системах охлаждения двигателей (рис.5).

На основании экспериментов О'Нилла, построены кривые кипения в соответствии с предложенной моделью теплообмена. Были проведены исследования для двадцати режимов, различных по скорости, температуре исследуемой жидкости и давлению в контуре охлаждения.

Верификация модели кипения проводилась в программном комплексе CFX со следующими характеристиками расчетной конечно-элементной сетки:

- 50 тыс. элементов (твердое тело);

- 150 тыс. элементов (жидкость).

В эксперименте были получены данные по зависимости суммарного теплового потока от температуры стенки (рис.6, 7).

По результатам исследований делается вывод, что реализованная математическая модель позволяет определять плотность теплового потока в зависимости от температуры перегрева поверхности контакта, что делает возможным ее использование при исследовании процесса кипения жидкости в полостях охлаждения крышек цилиндров двигателей.

перегрева поверхности при недогреве жидкости: а) - Т8иь = 50°С, б) - Тхи/, =30°С

Рис. 7. Зависимости плотности теплового потока (Вт/м2) от температуры поверхности при различных давлениях, температуре жидкости Те =90° С и скорости

движения V = 1.0

Четвертая глава посвящена расчету температурного поля крышки цилиндра в условиях идеального контакта с сопряженными деталями.

В соответствии с предложенным алгоритмом производится расчет течения жидкости в полости охлаждения крышки цилиндра. Показано, что присутствует неравномерность распределения жидкости по подводящим каналам, для оценки которой необходимо проводить соответствующие расчеты. Для исследуемого объекта - крышки цилиндра двигателя типа ЧН30/38 соотношение максимального расхода к минимальному составило тридцать пять процентов (рис.8).

В ходе расчетов исследовались две модификации крышки цилиндра двигателя. В первой реализован вертикальный вариант подвода жидкости в полость охлаждения, во второй для организации горизонтального подвода

жидкости использовались специальные пробки - заглушки (для закрытия литейных отверстий) с направляющими каналами.

Рис. 8. Распределение расходных скоростей на входе в крышку цилиндра

Вертикальный подвод жидкости приводит к интенсивному образованию вихрей и застойных зон (рис. 9. а). Неравномерность движения в таком случае влияет на распределение потока по характерным зонам (рис. 4), что приводит к застою жидкости в области (3) и вызывает образование локальных завихрений потока в остальных рассматриваемых областях. Изменение направления подвода жидкости позволило интенсифицировать омывание выпускных каналов и избавиться от застойных зон (рис. 9. б), м/с I 0.350 | 0.315 ' 0.280 0.245 0.210 0.175 : 0.140 0.105 0.070 I 0.035

■ о.ооо """ "Ч*

а) б)

Рис. 9. Поле скоростей жидкости в полости охлаждения крышки цилиндра (35 мм от теплоотдающей поверхности): а) - базовое исполнение, б) - модифицированный

подвод жидкости

Соотнести гидродинамические параметры с интенсивностью теплообмена можно, сопоставляя данные по скоростям потока и величинам коэффициента конвективного теплообмена (рис. 10). В частности, при горизонтальной организации подвода, патрубки выпускных каналов активно омываются охлаждающей жидкостью, поступающей непосредственно из втулки цилиндра через подводящие каналы, при этом коэффициент теплоотдачи в указанных областях достигает своей максимальной величины.

Сравнительный анализ двух исследуемых модификаций показывает, что изменением подвода жидкости удается достичь увеличения среднего по расчетной области коэффициента теплоотдачи с 4099 (Вт/м2К) до 4592

(Вт/м2К). Наибольший рост достигнут в области выпускных каналов, а падение - в области впускных патрубков, которые в первом варианте исполнения активно омываются при вертикальном подводе жидкости.

Выпускные каналы

Выпускные каналы

7597.5

4792 4

1987.3

584 8

Впускные каналы б)

Рис. 10. Сравнение величин коэффициента теплоотдачи ССК0НВ (Вт/и К): а) - базовый вариант исполнения, б) - модифицированный вариант

При решении задачи конвективного теплообмена проведено сопоставление результатов численного моделирования с данными, полученными на основании эмпирической зависимости Кузнецова Д.Б. (рис.

Рис. 11. Отношение коэффициентов теплоотдачи, полученных с использованием численного моделирования, к рассчитанному по зависимости Кузнецова

Формула Кузнецова Д.Б. непосредственно применяется для определения граничных условий со стороны охлаждения в крышках цилиндра судовых среднеоборотных двигателей. Результаты показывают, что величина коэффициента теплоотдачи «коно, вычисленная по эмпирической зависимости, в среднем по поверхности теплообмена несущественно отличается от осредненного значения, полученного при численном моделировании. Тем не менее, значительная неравномерность распределения и более низкие величины аконв в наиболее теплонагруженных зонах могут являться причиной неточностей при решении задачи.

Сходимость численного решения для тепловой задачи достигалась за 5000 итераций. В ходе расчета контролируемыми параметрами являлись -

приращение средней температуры по огневой и охлаждаемой поверхности крышки и максимальная температура теплоотдающей поверхности. За критерий окончания цикла принималось приращение теплового потока на текущем шаге к величине на предыдущем менее 3%. Результатами расчета являются температурные поля исследуемых деталей (рис.12).

в)

Рис. 12.Температурные поля деталей: а) - крышка цилиндра двигателя, б) - впускной клапан, в) - выпускной клапан

Наибольшее значение температуры исследуемой крышки отмечается в перемычке между выпускными клапанами и составляет величину порядка 360 °С (рис. 13).

^tWBm I 363

Jjg** 1 340

""") Я316

К ( ^ÄPvM А-л |

223

v ) .....%" i

[С]

а) б)

Рис. 13.Температурное поле: а) - крышка цилиндра двигателя со стороны огневого днища, б) - в перемычке выпускных клапанов

Можно констатировать, что подобное распределение температуры объясняется, в частности, интенсивностью воспринимаемой нагрузки со стороны камеры сгорания, и со стороны выпускных каналов, средневзвешенная за цикл температура отработавших газов достигает 550 "С Существенное влияние на неравномерность температурного поля оказывает также процесс теплоотдачи на поверхности охлаждения, связанный с циркуляцией жидкости в полостях крышки.

Максимальная температура на охлаждаемой поверхности крышки цилиндра составляет 163 °С, что на 29 °С превосходит равновесную температуру воды при расчетном давлении в системе охлаждения. Зона

где

<v

максимальных температур соответствует межклапанной перемычке (1) (рис.4).

Необходимо отметить, что наиболее интенсивно процесс кипения протекает в межклапанной перемычке (1) и в районе стакана под форсунку.

Скорость движения жидкости оказывает значительное влияние на начало кипения. Этот вывод следует из того, что температура теплоотдающей поверхности со стороны выпускных каналов изменяется не сильно, однако кипение наблюдается только в ранее описанных зонах.

Интерес представляют величины суммарного коэффициента теплоотдачи аохл, определяющие интенсивность теплообмена. Проводя сравнение с ранее полученными данными по величине аконв, можно отметить его выравнивание по днищу крышки. Причем максимальная величина аохл достигает 12000 Вт/(м2К), что соответствует условиям кипения.

Проведенные сравнительные расчеты теплового состояния базового варианта исполнения и модифицированного показали, что перераспределение жидкости в результате изменения направления ее подвода снижает температуры поверхности в среднем на 10 °С (рис.14).

а) б)

Рис. 14. Изменение температуры крышки цилиндра в зависимости от способа подвода жидкости:

а) - тепловоспринимающая поверхность, б) - теплоотдающая поверхность

Таким образом, оптимизация конструкции системы охлаждения при проектировании крышек цилиндров является важным мероприятием, позволяющим снизить тепловую нагрузку на наиболее термонагруженные зоны.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

Разработана и реализована математическая модель учета кипения и разделения плотности теплового потока на составляющие для моделирования теплообмена в поршневых двигателях.

2. Использование предложенной методики позволило внести уточнение в определение температурного поля крышки цилиндра.

3. Моделирование температурных полей крышек цилиндров показало, что влияние потокораспределения на интенсивность теплоотдачи снижается в зонах с кипением.

4. Конструкторские решения, принимаемые на стадии проектирования и оказывающие влияние на циркуляцию жидкости в полости охлаждения, должны приниматься обоснованно и обеспечить не только снижение максимальных температур, но и выравнивание температурного поля.

Основные положения диссертации опубликованы в 7 работах:

1. Сопряженная задача теплообмена при определении температурного поля крышки цилиндра среднеоборотного дизеля / Н.Д. Чайнов [и др.] // Двигатели внутреннего сгорания (Харьков). - 2009. - №2. - С. 3-7.

2. Мягков Л.Л., Маластовский Н.С. Численное моделирование теплообмена при определении температурного поля крышки цилиндра // Проблемы газодинамики и тепломассообмена в аэрокосмических установках: Труды XVII Школы-семинара молодых ученых и специалистов под рук. акад. РАН А.И. Леонтьева. - М., 2009. - С. 217220.

3. Myagkov L. L., Strizhov Е.Е., Malastovskii N.S. Modeling of the Thermal State of the Diesel Cylinder Cover with Allowance for Liquid Flow in the Cooling Cavity // Heat Transfer Research. - 2008. - Vol.39, Issue .8. - P. 685-694.

4. Мягков Л.Л., Маластовский Н.С. Моделирование теплового состояния крышки цилиндра дизеля // Вестник МГТУ. Машиностроение. - 2007. -Спецвыпуск. - С. 162-177.

5. Мягков Л.Л., Маластовский Н.С. Влияние характера циркуляции жидкости в полости охлаждения на тепловое состояние крышки цилиндра // Двигатель-2007: Сборник научных трудов международной конференции, посвященной 100-летию школы двигателестроения МГТУ им. Н.Э. Баумана. - М., 2007. - С.208-212.

6. Мягков Л.Л., Маластовский Н.С. Моделирование течения охлаждающей жидкости в полости охлаждения крышки цилиндра двигателя // Решение энерго-экологических проблем в автотранспортном комплексе: Тезисы докладов международной научно-технической конференции 3-й Луканинские чтения. - М., 2007. - С. 54-56.

7. Мягков Л.Л., Стрижов Е.Е., Маластовский Н.С. Моделирование теплового состояния крышки цилиндра дизеля с учетом течения жидкости в полости охлаждения // Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках: Труды XVI Школы-семинара молодых ученых и специалистов под рук. акад. РАН А.И. Леонтьева. - СПб, 2007. - С. 174-178.

Подписано в печать:

10.05.2011

Заказ № 5490 Тираж - 100 экз. Печать трафаретная. Типография «11-й ФОРМАТ» ИНН 7726330900 115230, Москва, Варшавское ш., 36 (499) 788-78-56 www. autoreferat. ru

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. КОНСТРУИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ КРЫШЕК ЦИЛИНДРОВ СРЕДНЕОБОРОТНЫХ 8 ТЕПЛОВОЗНЫХ И СУДОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

1.1. Особенности конструкции крышек цилиндров среднеоборотных тепловозных и судовых дизелей

1.2. Моделирование теплового состояния крышек цилиндров двигателей

1.2.1. Математическое моделирование теплового состояния крышек цилиндра

1.2.2. Математическое моделирование гидродинамики в полости охлаждения крышек цилиндра

1.3. Моделирование теплообмена на границе раздела сред

1.3.1. Зависимости для суммарного теплового потока

1.3.2. Зависимости для составляющих теплового потока

1.4. Постановка задачи исследования

ГЛАВА 2. ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ

2.1. Методика определения температурного поля крышки цилиндра с уточненными граничными условиями со стороны охлаждения

2.1.1. Постановка задачи конвективного теплообмена

2.1.2. Алгоритм определения температурного поля крышки цилиндра

2.2. Математическое моделирование теплообмена

2.2.1. Моделирование температурного поля деталей ДВС

2.2.2. Математическая модель расчета гидродинамики жидкости в полости охлаждения крышки цилиндра двигателя

2.3. Использование модели кипения в задачах теплообмена в ДВС

2.3.1. Отрывной диаметр пузырька пара

2.3.2. Частота отрыва пузырьков от обогреваемой поверхности—

2.3.3. Зависимость для числа центров парообразования

2.3.4. Коэффициент теплоотдачи при нестационарной теплопроводности

ГЛАВА 3. ВЕРИФИКАЦИЯ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ

3.1. Верификация модели теплообмена применительно к крышкам цилиндров двигателей

3.2. Экспериментальное исследование гидродинамики жидкости в полости охлаждения и теплового состояния крышки цилиндра 95 двигателя типа ЧН 30/38.

3.2.1. Моделирование процессов в условиях безмоторного стенда

3.2.2. Проведение физического эксперимента

3.2.3. Сравнение результатов расчета с результатами эксперимента

ГЛАВА 4. РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ

ПОЛЕЙ В КРЫШКАХ ЦИЛИНДРОВ

4.1. Тепловые граничные условия на поверхностях теплообмена крышки цилиндра

4.1.1. Граничные условия со стороны камеры сгорания

4.1.2. Граничные условия со стороны газовоздушных каналов— 122 4.2. Определение конвективной составляющей теплового потока при решении задачи о нахождении температурного поля крышки 123 цилиндра

4.2.1. Расчет гидродинамики охлаждающей жидкости при обтекании цилиндра двигателя - определение уточненных 123 граничных условий на входе в крышку цилиндра

4.2.2. Определение конвективного коэффициента теплоотдачи при расчете циркуляции жидкости в полости крышки цилиндра

4.3. Расчет температурного поля крышки цилиндра

ВЫВОДЫ

Основным направлением совершенствования двигателей внутреннего сгорания является форсирование по параметрам рабочего процесса. Такая тенденция привела к тому, что для среднеоборотных тепловозных и судовых двигателей значения среднего эффективного давления достигло величин порядка 2.2. .2.7 МПа [1, 2, 3, 4, 5, 6].

В подобных условиях возрастает тепловая и механическая напряженность как деталей образующих камеру сгорания, так и двигателя в целом, что повышает требования к обеспечению надежности, определяемой в значительной мере уровнем температур и неравномерностью их распределения.

Крышка цилиндра одна из наиболее сложных деталей, определяющих надежность двигателя. Это связанно с тем, что ее функциями является не только обеспечение протекания рабочего процесса, но и отвод в систему охлаждения части теплоты, воспринимаемой от рабочего тела.

Существуют различные методы, направленные на снижение механических и тепловых нагрузок:

-Использование составной конструкции.

-Применение теплоизоляционных покрытий.

Однако наиболее эффективными являются методы по интенсификации теплообмена:

-Оптимизация движения жидкости в полости охлаждения.

-Применение специальных вставок с высоким коэффициентом теплопроводности, позволяющих интенсифицировать отвод тепла от огневой поверхности крышек (в том числе в рамках ремонтных мероприятий).

-Применение высокопрочных и высокотеплопроводных материалов [7].

Актуальным с точки зрения конструкции является оптимизация теплового режима за счет организации движения жидкости в системе охлаждения. Такой подход особенно важен с учетом сложности конфигурации проточной части в зонах с различными скоростями движения жидкости, которые могут приводить к неравномерности теплоотдачи и локальному перегреву днища.

В этой связи предупреждение перегрева п оптимизация теплового режима возможны либо за счет интенсификации циркуляции хладоагента и повышения давления в системе охлаждения, либо за счет увеличения массового расхода жидкости.

Возможность тепловых повреждений значительно уменьшается, если уже на стадии проектирования предложить обоснованные меры, обеспечивающие повышение работоспособности на штатных режимах работы двигателя. Решение такой конструктивной задачи требует подробной информации о температурном поле крышки цилиндра.

Определить тепловое состояние позволяет как проведение физических экспериментов, так и математическое моделирование. Однако, для повышения эффективности производственного процесса, т.е. снижения затрат и ускорения создания новых конструкций, целесообразно использовать последнее [8]. При таком подходе точность определяется достоверностью данных по граничным условиям как со стороны камеры сгорания, так и со стороны охлаждающей жидкости. Температура охлаждаемой поверхности особенно существенно влияет на величину температурных перепадов по толщине и, как следствие, на уровень температурных напряжений, являющихся критерием надежности.

Определение граничных условий со стороны охлаждения является чрезвычайно сложной проблемой и представляет значительный научный и практический интерес. Анализ литературных данных показал - максимальная температура теплоотдающей поверхности крышек различного вида во многих случаях превышает температуру фазового превращения для охлаждающих жидкостей (табл.1). Это позволяет сделать вывод о возможности возникновения кипения в зарубашечном пространстве, что необходимо учитывать при определении температурного поля, особенно в условиях, когда жидкость в полость крышки цилиндра поступает при температуре 80 - 90 °С и

5 2 воспринимает тепловой поток плотностью порядка (1-10)-10 (Вт/м ), приводя к смешенному режиму теплообмена, характеризующемуся наличием как конвективной составляющей, так и составляющей, возникающей за счет кипения.

Таблица 1.

Максимальные температуры теплоотдающих поверхностей

Авторы исследований Бундин А.А. [9] Ьее Н.8. и СНоку/сгупэИ ЬЖ [10] Колтин И.П. [П] Рагщ Н.Н, ВгасеСЛ. [12]

Температуры теплоотдающих поверхностей ~(160-170)°С 146.1 °С -(200-230) °С 151 °С

Современные программные комплексы численного моделирования позволяют проводить необходимые расчеты, критерием в которых может служить как предельная температура огневого днища, так и максимальные напряжения, возникающие в межклапанных перемычках [13, 14]. Однако создание методики определения температурных полей крышек цилиндров с уточненными граничными условиями со стороны охлаждения, которая позволила бы учитывать как локальность и неравномерность интенсивности теплоотдачи, связанные с движением жидкости в полостях охлаждения, так и возможность возникновения кипения, приводящего к росту воспринимаемой тепловой нагрузки, остается важной задачей при создании перспективных двигателей.

ГЛАВА ¡.КОНСТРУИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ КРЫШЕК ЦИЛИНДРОВ СРЕДНЕОБОРОТНЫХ ТЕПЛОВОЗНЫХ И

СУДОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Разработана и реализована математическая модель учета кипения и разделения плотности теплового потока на составляющие для моделирования теплообмена в поршневых двигателях.

2. Использование предложенной методики позволило внести уточнение в определение температурного поля крышки цилиндра.

3. Моделирование температурных полей крышек цилиндров показало, что влияние потокораспределения на интенсивность теплоотдачи снижается в зонах с кипением, в качестве преобладающего механизма теплообмена.

4. Конструкторские решения, принимаемые на стадии проектирования и оказывающие влияние на циркуляцию жидкости в полости охлаждения, должны приниматься обоснованно и обеспечить не только снижение максимальных температур, но и выравнивание температурного поля.

1. Никитин Е.А. Семейство дизелей Д49 // Двигателестроение. 1979. - №3. -С. 1-6.

2. Ваншейдт В.А. Судовые двигатели внутреннего сгорания. Л.: Судостроение, 1977. -392 с.

3. Александров И.И. Исследование условий термической прочности литых материалов для деталей камеры сгорания транспортных дизелей: Дис. .канд. техн. наук. Коломна, 1972. - 196 с.

4. Оптимизация конструкции теплонапряженных деталей / С.М. Шелков и др.. М.: Машиностроение, 1983. - 112 с.

5. Иссерлис Ю.Э., Мирошников В.В. Системное проектирование двигателей внутреннего сгорания. Л.: Машиностроение, 1981. - 255 с.

6. Меден А.И. Конструктивные мероприятия по ограничению тепловой напряженности втулок и крышек форсированных среднеоборотных дизелей // Теплонапряженность поршневых двигателей. Ярославль, 1978. - С. 3245.

7. Чугуны с шаровидным и вермикулярным графитом. С аустснитно-бейнитной матрицей современные материалы для литых деталей. - М.: ИТЦМ Металлург, 2004. - 440 с.

8. Кузьмик П.К., Норенков И.П. Информационная поддержка наукоемких изделий. CALS-технологии. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2002. -320 с.

9. Бундин А. А. Метод расчета реального температурного режима днища головки цилиндров // Двигателестроение. 1988. - № 4. - С. 21-23.

10. Lee Н., Cholewczynski L. A Study on Convection and Boiling Heat-Transfcr Modes in a Standard Engine Cooling System. // IMechE Vehicle Thermal Management Systems Conference. Brighton, 2003. - 17 p.

11. П.Колтин И.П. Отложения на теплоотдающих поверхностях деталей камеры сгорания как одно из препятствий форсирования ДВС // Двигателестроение.- 1981.-№ 12.-С. 9-10.

12. Pang Н., Brace С. Review of engine cooling technologies for modern engines // Journal of Automobile Engineering. 2004. - Vol. 218, No. 11. - P. 12091215.

13. Zieher F., Langmayr F., Jelatancev A. Thermal Mechanical Fatigue Simulation of Cast Iron Cylinder Heads // SAE 2005 World Congress. Detroit, 2005. - 12 p.

14. Мягков С.П. Повышение прочностной надежности крышек цилиндров транспортных дизелей: Дис. .канд. техн. наук. М., 2009. - 166 с.

15. Конструирование двигателей внутреннего сгорания / Н.Д. Чайнов и др.; Под ред. Н.Д. Чайнова. М.: Машиностроение, 2008. — 496 с.

16. Ваншейдт В.А. Конструирование и расчет прочности судовых дизелей. JL: Судостроение, 1969.-391 с.

17. Kamo R, Bryzik, W. Cummins/TACOM advanced adiabatic engine // SAE Paper.- 1984.-No.840428.-8p.

18. Bryzik W, Kamo R. TACOM/Cummins adiabatic engine program. // SAE Paper-1983.-No. 830314.- 10 p.

19. Шарапов Г.П., Межецкий Г.Д., СтрельниковВ.А. О повышении термостойкости головок блоков дизельных двигателей // Труды Саратовского с-х. ин-т. — 1978. — №115. С. 3-10.

20. Кутателадзе С. С. Теплопередача при конденсации и кипении. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Машгиз, 1952. - 232 с.

21. Tatschl R. 3D-CFD Simulation of Flow, Mixture Formation and Combustion with AVL FIRE // Developments in CFD: Reliable Use of CAD-based Software Including Dedicated Codes: NAFEMS Seminar. Wiesbaden (Germany), 2007. -P. 1-10.

22. Pulkrabek W.W. Engineering Fundamentals of the Internal Combustion Engine. -Upper Saddle River: Prentice Hall, 2004. 504 p.

23. Xu X., Weiss U., Gao G. The integration of CAD/CAM/CAE based on multi model technology in the development of cylinder head // International Journal of Automotive Technology.- 2002. Vol. 3. - P. 47-52.

24. Руссинковский С.Ю. Моделирование теплового состояния крышек цилиндров высокофорсированных транспортных дизелей на тепловом стенде: Дне. .канд. техн. наук. -М., 1986. -221 с.

25. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости: Пер. с англ. М.: Энергоатомиздат, 1984. - 152 с.

26. Курант Р., Гильберт Д. Методы математической физики. М.: Гостехиздат, 1951.-538 с.

27. Коваленко А. А., Баранич Ю. В. Упрощение математических моделей характеристик систем охлаждения тепловозов // Вюник Схщноукрашського Нацюнального ушверситету ¿м. В. Даля. 2004. - № 7(74). - С. 68-72.

28. Ши Д. Численные методы в задачах теплообмена: Пер. с англ.- М.: Мир,1988.-544 с.

29. Сегерлинд JI. Применение метода конечных элементов: Пер. с англ.- М.: Мир, 1979.-392 с.

30. Сальников М.А. Оценка долговечности крышек цилиндров тепловозных дизелей в зависимости от уровня теплойапряженности: Дис. .канд. техн. наук. Коломна, 1984. - 210 с.

31. Чайнов Н.Д. Исследование теплового и напряженно-деформированного состояния головок цилиндров двигателей внутреннего сгорания: Дис. . докт. техн. наук. М., 1975. - 213 с.

32. Чайнов Н.Д., Заренбин В.Г., Иващенко Н.А. Тепломеханическая напряженность деталей. М.: Машиностроение, 1977. - 153 с.

33. Петриченко М. Р. Гидравлика неизотермических потоков в системах жидкостного охлаждения поршневых двигателей: Дис. . докт. техн. наук. Л., 1990.-210 с.

34. Петриченко М. Р., Баталова В. А. Температурные и гидравлические режимы работы системы жидкостного охлаждения двигателя внутреннего сгорания // Двигателестроение. 1989. - №4. - С. 20-23.

35. Баталова. В.А. Температурные и гидродинамические режимы работы системы охлаждения головок цилиндров быстроходных дизелей. Л., 1986. -210с.

36. Лаундер Б.Э. Сполдинг Д.Б. Лекции по математическим моделям турбулентности: Технический перевод / А.А. Павельев. 1976. - №1723. -175 с.

37. Blazek J. Computational Fluid Dynamics: Principles and Applications. Oxford: Elsevier Science Ltd., 2001. - 440 p.

38. Tennekes H., Lumley J. A First Course in Turbulence. Cambridge: MIT Press, 1972.-300 p.

39. Фрик П.Г. Турбулентность: подходы и модели. М., 2003. - 292 с.

40. Белов И.А., Исаев С.А. Моделирование турбулентных течений: Учебное пособие. СПб: БГТУ, 2001.-107 с.

41. Методы расчета турбулентных течений: Пер. с англ. / Дж. Ламли и др.. — М.: Мир, 1984.-464 с.

42. Wilcox D.C. Reassessment of the Scale Determining Equation for Advanced Turbulence Models // AIAA Journal.- 1988.- Vol.26, No.l 1. P. 1414-1421.

43. Wilcox D.C. Turbulence Modeling for CFD. Palm Drive: DCW Industries, Inc.,1998.-460 p.

44. Menter, F. R. Two-Equation Eddy-Viscosity Turbulence Models for Engineering Applications // AIAA Journal. 1994. - Vol. 32, No. 8. - P. 1598-1605.

45. Vieser W., Esch Т., Menter F. Heat Transfer Predictions using Advanced Two-Equation Turbulence Models. -Hamburg, 2002. 70 p. (CFX Validation Report CFX-VAL10/0602)

46. Fluent. Users Manual Version 6.1. Beirut: Fluent Inc., 2003. - 1484 p.

47. Bowring R. Physical Model Based on Bubble Detachment and Calculation of Steam Voidage in the Subcooled Region of a Heated Channel // Halden Reactor Project Report. Oslo, 1962. - 124 p.

48. Engelberg-Forster K., Greif. R. Heat Transfer to a Boiling Liquid Mechanism and Correlation // ASME J. of Heat Transfer. - 1959. - No. 81. - P. 43-53.

49. Chen J. A Correlation for Boiling Heat Transfer to Saturated Fluids in Convective Flows // Ind. Eng. Chem. Process Des. Dev. 1966. - No.5. - P. 322-329.

50. Лабунцов Д. А. Теплообмен при пузырьковом кипении жидкости // Теплоэнергетика. 1959. - № 12. - С. 19-26.

51. Лабунцов Д. А. Обобщенные зависимости для теплоотдачи при пузырьковом кипении жидкости // Теплоэнергетика. 1960. — № 5. - С. 79-81.

52. Liu Z., Winterton R. A General Correlation for Saturated and Subcooled Flow Boiling in Tubes and Annuli, Based on a Nucleate Pool Boiling Equation // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1991. - No. 34. - P. 2759-2766.

53. Cooper M. Saturation Nucleation Boiling A Simple Correlation // IChemE Symp. Ser. - 1984. - No. 86. - P. 786-793.

54. Steiner H., Kobor A., Gebhard L. A wall heat transfer model for subcooled boiling flow // Int. J. Heat and Mass Transfer 2005. - No. 48. - P. 4161-4173.

55. Новенников A. JI. Теоретические аспекты, методы и пути улучшения теплового состояния охлаждаемых деталей поршневых двигателей: Дис. . докт. техн. наук. М., 1993. - 213 с.

56. Griffith P., Clark J., Rohsenow W. Void Volumes in Subcooled Boiling // ASME Paper. 1958.-No. 58-HT-19.-41 p.

57. Basu N., Warrier G., Dhir V. Wall Heat Flux Partitioning During Subcooled Flow Boiling—Part I: Model Development // ASME J. Heat Transfer. 2005-No. 127 -P. 131-140

58. Kurul N., Podowslci M. On the modeling of multidimensional effects in boiling channels // ANS Proc. 27th National Heat Transfer Conference. Minneapolis, 1991.-P. 301-314.

59. Basu N., Warrier G., Dhir V. Onset of Nucleate Boiling and Active Nucleation Site Density During Subcooled Flow Boiling // ASME J. Heat Transfer. 2002-No. 124-P. 717-728

60. Basu N., Warrier G., Dhir V. Wall heat flux partitioning during subcooled flow boiling: Part II Model validation // ASME J. Heat Transfer. - 2005. - No. 127 -P. 141-148

61. Kolev N. Multiphase Flow Dynamics 2. Thermal and mechanical interactions. Berlin: Springer, 2007. 692 p.

62. Kenning D., Del Valle V. Fully Developed Nucleate Boiling: Overlap of Areas of Influence and Interference between Bubble Sites // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1981.-No. 21.-P. 1025-1032.

63. Lee R., Nydahl J. Numerical calculation of bubble growth in nucleate boiling from inception through departure // ASME J. Heat Transfer. 1989.-No. 111 - P. 474479

64. Welch S. Direct simulation of vapor bubble growth // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1998. - No. 41. - P. 1655-1666.

65. Son G., Dhir V. A Level set Method for Analysis of Film Boiling on an Immersed Solid Surface // Numerical Heat Transfer. Part B: Fundamentals. 2007. - No. 52.-P. 153-177.

66. Son G., Dhir V. Numerical simulation of nucleate boiling on a horizontal surface at high heat fluxes // Int. J. Heat and Mass Transfer. 2008. - No. 51. - P. 25662582.

67. Лабунцов Д.А., Ягов В.В. Механика двухфазных систем. М.: Изд-во МЭИ, 2000.-374с.

68. Wang С., Dhir V. Effect of surface wettability on active nucleation site density during pool boiling of saturated water // ASME J. Heat Transfer. 1993. - No. 115-P. 659-669

69. Modeling of nucleate boiling in engine cylinder head cooling ducts / J. Kroes et al. // 5th International Conference on Transport Phenomena in Multiphase Systems HEAT-2008. Warsaw, 2008. - P. 79-84.

70. Толубинский В. И. Теплообмен при кипении. — Киев: Наукова думка, 1980. — 315 с.

71. Жукаускас А.А. Конвективный перенос в теплообменниках: М.: Наука, 1982.-473с.

72. Михеев М.А. Теплоотдачи при турбулентном течении жидкости в трубах //Изв. АН СССР. ОТН,- 1952.-№10.-С. 1448-1454.

73. Влияние физических свойств жидкости на гидродинамику и теплообмен продольно обтекаемой пластины / А.А. Швенчянас и др. // Труды АН ЛитССР. Сер. Б. 1969. - №59. - С. 149-162.

74. Попов В. М. Теплообмен в зоне контакта разъемных и неразъемных соединений. М.: Энергия. - 1971. - 214 с.

75. Zuber N. Hydrodynamic Aspects of Boiling Heat Transfer: Ph.D. Dissertation. -Los Angeles, 1959.-215 p.

76. Cole R. A photographic study of pool boiling in the region of the critical heat flux // AIChE Journal. I960.-No. 6 - P. 533-542

77. McFadden P., Grassmann P. The Relation between Bubble Frequency and Diameter during Nucleate Pool Boiling // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1962. -No. 5.-P. 169-173.

78. Tolubinski V., Kostanchuk D. Vapour bubbles growth rate and heat transfer intensity at subcooled water boiling // 4th. International Heat Transfer Conference. Paris, 1970.-P. 169-173

79. Unal H. Maximum bubble diameter, maximum bubble-growth time and bubble-growth rate during the subcooled nucleate flow boiling of water up to 17.7 MN/m2 // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1976. - No. 19. - P. 643-649.

80. Handbook of heat transfer (3rd Edition) / W. Rohsenow et al.. New York: McGraw-Hill, 1998. - 1344 p.

81. Vapor bubble departure in forced convection boiling / J. Klausner et al. // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1993. - No. 36. - P. 651-662.

82. Лабунцов Д.А. Современные представления о механизме пузырькового кипения жидкостей // Теплообмен и физическая гидродинамика. М.: Наука, 1974.-С. 98-115.

83. Zuber N. The dynamics of vapour bubbles in nonuniform temperature fields // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1961. - No. 1. - P. 83-102.

84. Лабунцов Д. А. Механизм роста паровых пузырьков на поверхности нагрева при кипении // Инж.-физ. журн. 1963. - № 4. - С. 33-37.

85. Исследование при помощи скоростной киносъемки роста пузырьков при кипении насыщенной воды в широком диапазоне изменения давления

86. Д.А. Лабунцов и др. // Теплофизика высоких температур. 1964. - №3. -С. 446-453.

87. Wiebe J., Judd R. Superheat layer thickness measurements in saturated and subcooled nucleate boiling // ASME J. of Heat Transfer. 1971. - No. 93. - P. 455-461.

88. Kocamustafaogullari G., Ishii M. Interfacial area and nucleation site density in boiling systems // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1983. - No. 26. - P. 13771389.

89. Steiner H., Kobor A., Gebhard L. A wall heat transfer model for subcooled boiling flow // Int. J. Heat and Mass Transfer. 2005. - No. 48. - P. 4161-4173.

90. Ishii M, Zuber N. Relative motion, interfacial drag coefficients in dispersed two -phase flow of bubbles, drops and particles // AIChE 71st Annual MeetingMiami, 1978.-P. 79-84.

91. Zuber N. Nucleate boiling. The region of isolated bubbles and the similarity with natural convection // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1963. - No. 6. - P. 53-78.

92. Kolev N. How accurately can we predict nucleate boiling // Experimental Thermal and Fluid Science. 1995. - No. 10. - P. 370-378.

93. Жохов К. А. Число центров парообразования // Аэродинамика и теплообмен в рабочих элементах энергооборудования: Труды ЦКТИ. 1969. - No. 91. -С.131-135.

94. Han С., Griffith P. The mechanisms of heat transfer in nucleate boiling the heat flux temperature difference relationship // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1965. -No. 8.-P. 905-914.

95. Judd R., Hwang K. A comprehensive model for nucleate pool boiling heat transfer including microlayer evaporation boiling // ASME J. of Heat Transfer. 1976. -No. 98.-P. 623-629.

96. Tu J., Yeoh G. On numerical modeling of low pressure subcooled boiling flows // Int. J. Heat and Mass Transfer. 2002. - No. 45. - P. 1197-1209.

97. Del Valle V., Kenning D. Subeooled Flow Boiling at High Heat Flux // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1985. - No. 28. - P. 1907-1920.

98. Forster PI., Zuber N. Dynamic of the vapor bubbles and boiling heat transfer //AIChE Journal. 1955.-No. 4.-P. 531-535.

99. Особенности математического моделирования НДС крышки цилиндра форсированного среднеоборотного дизеля / Н.Д. Чайнов и др. // Двигателестроение. 2006. - №4. - С. 8-11.

100. O'Neill A. Experimental determination of convection boiling curves for water and ethylene glycol in a rectangular channel with localized heating.: Ph.D. Dissertation. Kalamazoo, 2005 - 157 p.

101. Кутателадзе C.C. Основы теории теплообмена. 5-е изд., испр. и доп. —М.: Энергоатомиздат. 1979. -417 с.

102. Статический стенд для моделирования теплового состояния поршней транспортных форсированных дизелей / Н.Д. Чайнов и др. // Известия ВУЗов. Машиностроение, 1988. - №1. - С. 81 -84.

103. Краснокутский А.Н. Методика определения теплового и напряжённо-деформированного состояния крышек цилиндров транспортных дизелей с учётом неупругого деформирования материалов: Дис. .канд. техн. наук. -М., 1992.- 166 с.

104. Станкевич И.В. Определение теплонапряженности крышек цилиндров дизелей с учетом нелинейности задачи теплопроводности: Дис. .канд. техн. наук. М., 1984. - 235 с.

105. Костин А.К., Ларионов В.В., Михайлов Л.И. Теплонапряженность двигателей внутреннего сгорания. Л.: Машиностроение, 1979. - 222 с.

106. Шеховцов А.Ф. Математическое моделирование теплопередачи в быстроходных дизелях. Харьков: Вища Школа. - 1978. - 153 с.

107. Бузник В. М. Теплопередача в судовых энергетических установках. М.: Судостроение, 1967. - 367с.

108. Розенблит Г. Б. Теплопередача в дизелях. М.: Машиностроение. - 1977. -216с.

109. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел A.C. Теплопередача. М.: Энергия. - 1975. -485 с

110. Молодцев Н.И., Петриченко М.Р. Однофазный конвективный теплообмен в рубашках цилиндров // Двигателестроение. 1982. - №10. - С.9-11.

111. Яковлев В.В. Теплоотдача некипящей воды при высоких тепловых нагрузках //Атомная энергия. -1957. №2. - С.31-32.

112. Кузнецов В.Г. Исследование интенсивности теплоотдачи в полости охлаждения цилиндровой втулки судового двигателя внутреннего сгорания: Дис. . .канд. техн. наук. М., 1972. - 337 с.

113. Кавтарадзе Р.З. Локальный теплообмен в поршневых двигателях. 2-е изд., испр. и доп. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана. - 2007. - 472 с.

114. Woschni G. A Universally Applicable Equation for the Instantaneous Heat Transfer Coefficient in the Internal Combustion Engine // SAE Trans. 1967. -No.670931.-P. 174-180.

115. Петриченко P.M., Петриченко М.Р. Конвективный теплообмен в поршневых машинах. Л.: Машиностроение. - 1979. - 232 с.

116. Ивин В.И., Грехов Л.В. Физическая картина и метод расчёта теплообмена в элементах выпускной системы двигателя // Двигателестроение. 1988. -№ 12.-С. 16-19.

117. Depcik С., Assanis D. A universal heat transfer correlation for intake and exhaust flows in an spark ignition internal combustion engine // SAE Paper .-2002-No. 2002-01-0372. -8 p.

118. Павлов А. А. Совершенствование гидродинамики течения жидкости в системе охлаждения дизеля с целью улучшения температурного состояния теплонапряженных деталей: Дис. .канд. техн. наук. Ярославль, 2004. -149 с.