PROVE AL BANCO DI UN MCI CON SISTEMA DI RAFFREDDAMENTO BIFASE

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1 M. Amelio et al. 1 PROVE AL BANCO DI UN MCI CON SISTEMA DI RAFFREDDAMENTO BIFASE Mario Amelio (1) Fortunato Barbara (1) Sergio Bova (1) Paolo Oliva (2) - Rocco Piccione (1) (1) Dipartimento di Meccanica, Università della Calabria, - Arcavacata di Rende (CS) (2) ELASIS S.C.pA (Sistema di Ricerca FIAT nel Mezzogiorno) - Pomigliano d Arco SOMMARIO Lo scambio termico in un motore a combustione interna può essere migliorato da un regime di ebollizione nucleata del fluido refrigerante. Lo scopo può essere raggiunto riducendo la portata di liquido refrigerante fino all insorgere dell evaporazione. Ciò determina una riduzione della potenza richiesta dalla pompa, un contenimento delle escursioni di temperatura delle pareti della camera, la diminuzione del tempo di warm-up. Una possibile soluzione per attuare il controllo della suddetta portata, può essere quella di adottare una pompa elettrica che possa essere regolata, tramite un idoneo azionamento, secondo strategie più convenienti e indipendenti dal numero di giri diversamente da quanto accade per quella convenzionale mossa dall albero motore. In tale ambito è stata condotta, presso il Laboratorio del Dipartimento di Meccanica dell Università della Calabria un indagine sperimentale su di un motore commerciale, adeguatamente strumentato, in cui la pompa dell acqua è stata sostituita da un elettropompa da 60 W elettrici, alimentata a 12 V. I benefici attesi sono evidenziati dai valori della temperatura delle teste dei cilindri, rilevati in più condizioni operative. ABSTRACT The present cooling systems have coolant flow rates varying only with the engine rotational speed due to the gear connection of the water pump to the crankshaft. In order to have more regulation capabilities the employment of an electrically-powered pump is possible. In this case, by adequate control strategies, the coolant flow rate can be reduced until a small fraction vaporizes, in order to take advantage of the improved efficiency of the nucleate boiling heat transfer mechanism. Consequently some positive effects are expected: engine warm-up will take a relatively shorter time, engine walls may suffer temperature variations less broad, power required by water pump may be lower than the ones noticed in the currently adopted systems. On the above outlined issue an experimental investigation has been carried out at the Department of Mechanical Engineering of the Calabria University on a production S.I. engine, which has been equipped with a 12 V - 60 W electrical water pump and which has been adequately instrumented. The results indicate that the reduced water flow rate, combined with the nucleate boiling regime, achieves lower wall temperatures than standard cooling, in many different engine operating conditions. 1. INTRODUZIONE Nonostante l importanza del trasferimento di calore sulle prestazioni, emissioni e consumi dei motori a combustione interna, gli attuali sistemi di raffreddamento hanno limitate possibilità di regolazione. La pompa dell acqua è infatti mossa dall albero motore per cui la portata di refrigerante fluente all interno del monoblocco è dipendente dalla velocità di rotazione del motore stesso e solo a bassa temperatura, attraverso una valvola termostatica a tre vie, tale portata può essere ricircolata all aspirazione della pompa (Bocchi, 1987) by-passando il radiatore. Per controllare tale portata secondo strategie più convenienti ed indipendenti dal numero di giri, una possibile soluzione è quella di adottare invece una pompa elettrica che, tramite un idoneo azionamento, sia agevolmente regolabile. In tal modo la portata di liquido refrigerante può essere ridotta fino all insorgere dell evaporazione, così da giovarsi del miglioramento dello scambio termico

2 2 56 Congresso Nazionale ATI dovuto all ebollizione nucleata (Robinson et al., 1999; Pretscher and Ap, 1993; Campbell et al., 1999; Campbell et al., 1999; Molivadas et al., 1993). La gestione di un tale azionamento costituisce però l aspetto critico del sistema. Una portata eccessiva annullerebbe infatti i vantaggi cercati mentre una portata troppo bassa farebbe surriscaldare il motore. L affidabilità del sistema è perciò fortemente dipendente dalla funzionalità degli azionamenti dell elettropompa i quali devono garantire, in ogni condizione di funzionamento del motore, il flusso di refrigerante idoneo a mantenere la frazione di liquido evaporata entro limiti molto stretti. Tra gli effetti utili attesi vi sono un ridotto tempo di warm-up, una più regolare evoluzione delle temperature delle pareti e della testa della camera, una minore potenza richiesta per la circolazione del fluido di raffreddamento. In tale ambito si è concretizzata la collaborazione fra Elasis S.C.p.A. ed il Dipartimento di Meccanica dell Università della Calabria, condotta presso il Laboratorio del Dipartimento di Meccanica dell Università della Calabria attraverso un indagine sperimentale su di un motore commerciale, adeguatamente strumentato, in cui la pompa dell acqua è stata sostituita da un elettropompa da 60 W elettrici, alimentata a 12 V (Amelio et al., 2000). Per ogni regime di rotazione del motore e per ogni posizione della valvola a farfalla è stata fatta variare la portata di refrigerante agendo sulla tensione di alimentazione della pompa, mentre la temperatura del refrigerante all ingresso del motore veniva mantenuta costante. Le condizioni di funzionamento sono state monitorate attraverso il rilievo della temperatura della testa del motore oltre che della pressione e della temperatura del refrigerante all uscita del motore, nonché mediante l ispezione visiva del regime di deflusso all uscita del motore ed all uscita del radiatore/condensatore. Le prove hanno dimostrato che il sistema di raffreddamento bifase è compatibile con il regolare funzionamento del motore in tutto il campo operativo e presenta vantaggi rispetto al sistema di raffreddamento tradizionale. Tali vantaggi sono identificabili in temperature della testa cilindri inferiori, più uniformi da cilindro a cilindro e meno dipendenti dal regime di funzionamento del motore. Sono inoltre ipotizzabili vantaggi in termini di warm-up più rapido e di più favorevoli anticipi di accensione. 2. BACKGROUND Un sistema di raffreddamento che operi in diversi regimi di scambio termico può essere inquadrato tra i fenomeni descritti in (Collier, 1972) i quali si basano sul trasferimento di calore in un tubo orizzontale, investito da un flusso termico costante ed attraversato da un fluido che entra in condizioni di liquido sottoraffreddato. Lungo l asse del tubo la temperatura del fluido aumenta e progressivamente si instaurano diversi regimi di scambio termico come illustrato nella Fig. 1. Nella regione A le temperature del fluido sono in ogni punto al di sotto di quella di saturazione per cui il trasferimento di calore avviene in regime monofase. Quando il fluido raggiunge la temperatura di saturazione, e ciò avviene dapprima localmente, in prossimità della parete nella regione B, inizia la formazione di bolle di vapore le quali, staccandosi dalla parete, raggiungono il centro della corrente dove la temperatura è inferiore. Qui tendono a condensare cedendo energia e perciò accrescono la potenza scambiata fra parete e corrente fluida e riducono la temperatura della parete stessa. È proprio questa la condizione più favorevole da sfruttare (ebollizione sottoraffreddata parzialmente sviluppata). L ulteriore apporto di calore fa aumentare la tempe- Partially developed Fully developed Fig. 1 Rappresentazione schematica dei diversi regimi di trasferimento di calore in un tubo orizzontale, sottoposto ad un flusso termico uniforme (Collier, 1972).

3 M. Amelio et al. 3 ratura del fluido anche al centro della corrente per cui le bolle di vapore sopravvivono all interno del flusso (ebollizione sottoraffreddata, completamente sviluppata). La temperatura della parete ritorna al valore che ha determinato inizialmente la vaporizzazione del liquido e si mantiene a tale livello anche quando il regime evolve verso l ebollizione di liquido saturo (regione C). Tali diverse situazioni, riscontrabili in posizioni diverse lungo l asse del tubo, possono essere osservate invece in una stessa sezione del condotto, facendo decrescere progressivamente la portata di fluido refrigerante. I diversi regimi di scambio termico sono stati quindi imposti al sistema di raffreddamento del motore proprio con una riduzione della portata. In regime di convezione forzata con liquido monofase si registreranno aumenti nella temperatura del refrigerante e della parete mentre diminuirà la potenza scambiata. All instaurarsi dell ebollizione sottoraffreddata si otterrà un consistente incremento del coefficiente di scambio che accrescerà il flusso termico e ridurrà la temperatura di parete. La temperatura del fluido refrigerante non potrà che salire per l effetto combinato di crescita della potenza ricevuta e riduzione della massa fluente. Ulteriori riduzioni nel flusso del refrigerante, oltre all aumento della temperatura del flusso in uscita, determineranno quello della temperatura di parete ma una diminuzione del calore asportato. Le conseguenze che la progressiva riduzione della portata ha sulle grandezze di interesse, per ogni regime di scambio termico, sono riassunte nella Tabella 1. Tab. 1- Effetti della riduzione della portata di refrigerante sulle variabili indicate nella prima colonna, per diversi regimi di scambio termico Una riduzione del flusso di refrigerante produce su: Regime di scambio termico Ebollizione sottoraffreddata Convezione forzata in regime monofase Parzialmente Completamente sviluppata sviluppata Temperatura del refrigerante un aumento un aumento un aumento Temperatura della parete un aumento una diminuzione nessuna variazione T fluido-parete nessuna variazione una diminuzione una diminuzione Coeff. di scambio termico una diminuzione un aumento un aumento Potenza termica scambiata una diminuzione un aumento una diminuzione 3. APPARATO SPERIMENTALE Le prove sono state eseguite con un motore FIRE valvole in configurazione standard per tutto ciò che non attiene al sistema di raffreddamento, il quale ha invece subito le modifiche specificate nel seguito. Il radiatore standard, con funzione di radiatore/condensatore, è stato immerso in una vasca contenente acqua, il cui ricambio è controllato da una valvola motorizzata parzializzatrice comandata da un regolatore PID, con lo scopo di mantenere fissa, ad un valore desiderato, con una oscillazione di ± 1 C, la temperatura del fluido refrigerante in ingresso al motore. È stato utilizzato un vaso di espansione a pressione atmosferica, adatto alla misura dell'aumento complessivo di volume del fluido di raffreddamento, che è stato sistemato in modo da imporre una pressione relativa di 0.2 bar all aspirazione della pompa. Rispetto alla configurazione originaria del sistema di raffreddamento, è stata inoltre rimossa la valvola termostatica ed il riscaldatore dell'abitacolo non è stato installato. Il circuito è stato opportunamente strumentato così da tenere sotto controllo le grandezze caratteristiche del fluido refrigerante. Sono stati installati un misuratore di portata volumetrica a turbina alla mandata della pompa (e quindi all'ingresso del motore) ed uno analogo, ma di portata superiore, all uscita del motore. Sono state installate termoresistenze all ingresso ed all uscita del motore e tratti di condotto trasparente all uscita del motore ed all uscita del radiatore, così da verificare visivamente le condizioni dell efflusso di refrigerante. Sono state inoltre registrate le temperature della testa dei cilindri 4,3 e 2, mentre quella del cilindro 1 non è disponibile, in quanto la termocoppia relativa è risultata danneggiata. Infine, sono stati rilevati i valori di coppia al freno, numero di giri e consumo di combustibile. Non sono invece disponibili la misura della portata di aria aspirata né quella del rapporto aria/combustibile.

4 4 56 Congresso Nazionale ATI 4. CONDIZIONI OPERATIVE Sono state effettuate prove al banco nelle seguenti condizioni operative: N. di giri carico %; 50%; 100% farfalla %; 100% farfalla %; 100% farfalla Per velocità di rotazione superiori la produzione di vapore è risultata eccessiva. Va comunque tenuto presente che il circuito di raffreddamento utilizzato determina forti perdite di carico, a causa dell estensione determinata dai tratti di tranquillizzazione richiesti dai misuratori di portata a turbina. Anche con la pompa meccanica standard, tali perdite di carico hanno determinato portate di refrigerante pari a circa 0.4 di quelle misurate in ELASIS. Con un circuito di lunghezza realistica è ragionevole ritenere, che il motore possa operare fino alla sua massima velocità di rotazione. Per ogni condizione operativa è stata fatta variare la portata di refrigerante da 1700 fino dm 3 /h, a seconda del carico, agendo sulla tensione di alimentazione della pompa elettrica, mentre la temperatura del refrigerante in ingresso al motore è stata mantenuta costante a 85 ± 1 C. Sono state rilevate le seguenti grandezze relative al refrigerante: Temperatura in ingresso ed in uscita motore; Portata volumetrica in ingresso ed in uscita motore; Pressione in uscita; Volume nel vaso di espansione; Foto del regime di deflusso all uscita motore; nonché le seguenti altre quantità: Temperatura testa cilindri 4,3,2; Coppia, n. di giri, consumo combustibile; Tensione e corrente pompa elettrica. A partire dai dati rilevati sono state calcolati la quantità di vapore generata (titolo di massa) e la potenza termica scambiata. La determinazione del titolo di massa, effettuata con due differenti metodi, lascia comunque un notevole margine di incertezza: in definitiva, la lettura del livello nel vaso di espansione ne fornisce l indicazione più semplice ed affidabile. È stata inoltre effettuata l analisi in frequenza della pressione del refrigerante, che ha consentito l individuazione dell insorgere delle varie fasi del processo di ebollizione nucleata. Temperatura adimensionale Temperatura adimensionale Temperatura adimensionale 2.4 Raffreddamento: 3000 rpm - 100% farfal la 2.3 bifase standard Cil Cil 3 Cil Raffreddamento: bifase standard Cil 4 Cil 3 Cil rpm - 100% farfalla rpm - 100% farfalla Raffreddamento: bifase standard Cil 4 Cil 3 Cil Portata refrigerante in ingresso [dm 3 /h] Fig. 2 Temperatura del setto valvola con il sistema di raffreddamento bifase nei cilindri 4, 3, 2 al variare della portata di refrigerante in ingresso (simboli vuoti). Condizioni operative: pieno carico e 3000 (a), 4500 (b) e 5800 (c) giri/min. Con i simboli pieni sono indicate le temperature registrate in ELASIS con il sistema di raffreddamento standard.

5 M. Amelio et al RISULTATI 5.1 Temperatura testa cilindri La Fig. 2 mostra gli andamenti della temperatura adimensionalizzata (rapportata ad una temperatura di riferimento uguale per tutte le prove) della testa dei cilindri 4, 3, 2 al variare della portata di refrigerante. Le condizioni operative sono di pieno carico (100% farfalla) e velocità di rotazione di 3000, 4500, 5800 giri/min. rispettivamente. Le temperature risultano debolmente dipendenti dalla portata e mostrano che il regime di scambio termico è quello della convezione forzata monofase a 3000 giri/min. (Fig. 2a) per portate superiori a circa 1000 l/h (temperatura di parete decrescente con la portata) mentre a 4500 (Fig. 2b) e 5800 giri/min. (Fig. 2c) esso è di ebollizione nucleata già a partire dai valori più elevati di portata (temperatura di parete decrescente con la portata). In corrispondenza di tali regimi di rotazione è anche identificabile un minimo per portate fra i 1300 e 1500 l/h, al di sotto delle quali si instaura il regime di ebollizione pienamente sviluppata (il minimo di Fig. 2b è reso meno evidente dal fatto che a 1300 l/h la temperatura del refrigerante in ingresso si è trovata al massimo della sua banda di oscillazione: 85.8 C a 1200 l/h; 85.9 C a 1300 l/h, 85.4 C a 1400 l/h). Per confronto sono riportati i valori di temperatura registrati in ELASIS con il sistema di raffreddamento convenzionale (quindi con portate nettamente superiori). È evidente come la riduzione della portata di refrigerante ha come effetto una maggiore uniformità delle temperature, che risultano anche mediamente più basse, approssimandosi, per tutti i regimi di rotazione, a quella misurata in ELASIS in corrispondenza del cilindro 4 (il più freddo). È inoltre interessante notare come nel caso del sistema di raffreddamento con cambiamento di fase la temperatura inferiore si registra nel cilindro 2, dove l evaporazione è evidentemente più consistente, mentre nel caso del raffreddamento convenzionale risulta sempre più bassa la temperatura della testa del cilindro 4 (quello servito per prima dal refrigerante). 5.2 Temperatura del refrigerante La Figura 3A riporta la temperatura del refrigerante all uscita del motore a pieno carico, per le tre velocità di rotazione di 3000, 4500, 5800 giri/min., al variare della portata in ingresso. Il refrigerante ha una temperatura all uscita del motore decrescente quasi linearmente con la portata. Il livello massimo risulta comunque al di sotto della temperatura di saturazione. Per confronto vengono riportate le temperature misurate in ELASIS con il sistema di raffreddamento tradizionale. Il punto relativo alla velocità di rotazione più elevata (5800 giri/min. nelle prove UNICAL) nelle prove ELASIS si riferisce alla velocità di 5750 giri/min.. Le differenze di temperatura rispetto al sistema di raffreddamento standard sono evidentemente sensibili ed è ipotizzabile che esse influiscano anche sul comportamento T-out ( C) Espansione del refrigerante [cm 3 ] Raffredd. Raffredd. bifase rpm standard Portata di refrigerante in ingresso [dm 3 /h] (A) 100% farfalla 5800 rpm 4500 rpm 3000 rpm Portata di refrigerante in ingresso [dm 3 /h] (B) Fig. 3 Temperatura del refrigerante all uscita del motore(a) ed espansione globale del fluido (B) con il sistema di raffreddamento bifase al variare della portata di refrigerante in ingresso (simboli vuoti) a pieno carico e 3000, 4500 e 5800 giri/min. Con i simboli pieni sono indicate le temperature registrate in ELASIS con il sistema di raffreddamento standard.

6 6 56 Congresso Nazionale ATI del sistema di alimentazione, dal momento che il refrigerante in uscita dal motore passa direttamente nel corpo farfallato. 5.3 Espansione del refrigerante Il circuito di raffreddamento è stato dotato di vaso di espansione a pressione atmosferica che consente la lettura del volume di refrigerante ed ha inoltre la funzione di imporre la pressione all aspirazione della pompa, la quale, nelle prove effettuate, è stata fissata a 0.2 bar. In Fig. 3B è riportata l espansione ottenuta alle varie portate di refrigerante per i tre regimi di rotazione analizzati in condizione di piena ammissione (100% farfalla). L espansione massima è risultata contenuta nell ordine di 1 dm 3 su un volume totale di refrigerante di circa 9 dm 3 di miscela acqua-glicole al 50%. Vale la pena sottolineare però che tali risultati non forniscono dirette indicazioni per il dimensionamento del vaso di espansione: le variazioni di volume, tra l altro rilevate in termini assoluti, dipendono infatti, oltre che dalla pressione alla quale viene tenuto il refrigerante, anche dalle dimensioni del circuito di raffreddamento ed in particolare dalla porzione che porta dal motore al radiatore/condensatore (sono importanti le perdite termiche e di conseguenza i parametri lunghezza dei condotti e stato del loro isolamento termico). 6. DETERMINAZIONE DELLO STATO DEL REFRIGERANTE Per determinazione dello stato del fluido refrigerante è da intendersi l'individuazione dei vari regimi di scambio termico (convezione forzata monofase, ebollizione nucleata, ebollizione completamente sviluppata) e la valutazione della quantità di vapore (titolo di massa) presente nel fluido. Ai fini della determinazione sopra specificata, oltre alle grandezze esaminate in precedenza, sono state analizzate le seguenti quantità in relazione alla portata volumetrica in ingresso al motore Portata volumetrica in uscita; Espansione del refrigerante; Pulsazioni della pressione del refrigerante. È stata inoltre effettuata la rilevazione fotografica diretta del deflusso all'uscita del motore ed all'uscita del radiatore nelle varie condizioni di funzionamento, che ha fornito le indicazioni più chiare sul fenomeno. L'analisi delle vibrazioni del monoblocco, condotta con un accelerometro monodirezionale, non ha invece dato indicazioni utili. 6.1 Portata volumetrica in uscita Il valore della portata volumetrica in uscita in relazione a quello in ingresso contiene utili informazioni riguardo alla generazione di vapore. Nel caso di deflusso monofase, infatti, la portata volumetrica in uscita segue fedelmente quella in ingresso (fluido monofase incomprimibile), come mostra la Fig. 4A, che si riferisce al funzionamento a 3000 giri/min e 25% farfalla: per portate superiori a 1100 l/h le portate volumetriche in uscita ed in ingresso coincidono. Al diminuire della portata in ingresso, invece, la generazione di quantità sempre maggiori di vapore determina una portata volumetrica media in uscita progressivamente crescente ed una dispersione via via più pronunciata dei dati sia all'ingresso sia all'uscita. Dalla misura delle portate volumetriche in uscita Q out ed in ingresso Q in, noti i volumi specifici del liquido v liq e del vapore v vap, è possibile ottenere il titolo di massa come: x = Qout - Q Q in in v vap v liq v liq In pratica, in condizioni di presenza di vapore, il comportamento dinamico sia del fluido bifase, quindi comprimibile, sia dei misuratori di portata a turbina, di diametro e quindi di inerzia differenti, rende la determinazione del titolo di massa per tale via poco affidabile. Il comportamento dinamico appena accennato, fra l'altro, è responsabile della presenza di valori di portata volumetrica in uscita inferiori a

7 M. Amelio et al rpm - 25% farfalla 1800 a a) Convezione monofase Portatainuscita[l/h] e d c b 600 b) Deflusso a bolle c) Deflusso a bolle Espansione refrigerante [cm 3 ] Portata in Ingresso [l/h] (A) e d 3000 rpm - 25% farfalla c Espansione globale misurata Espansione del liquido calcolata b Portata in ingresso [l/h] (B) a d) Deflusso stratificato Fig. 4 Individuazione dei diversi regimi di scambio termico mediante (A) misura delle portate volumetriche in ingresso ed in uscita e (B) mediante la misura dell espansione del refrigerante al regime di 3000 rpm con apertura farfalla del 25%, in funzione della portata in ingresso. e) Deflusso ondoso

8 8 56 Congresso Nazionale ATI quelli in ingresso, che non troverebbero altrimenti giustificazione. Infine il costo dei sensori rende non proponibile tale metodo per scopi pratici. 6.2 Espansione del refrigerante L'aumento del volume di refrigerante nel vaso di espansione, mostrato nella Fig. 4B, può essere assunto come un altro indicatore delle presenza di vapore nel circuito. L'aumento di volume che il fluido, supposto tutto in fase liquida, subisce con la temperatura (triangoli nella stessa Fig. 4B), può essere infatti facilmente calcolato, cosicché il volume del vapore risulta noto Il calcolo accurato della massa di vapore richiede 0.30 invece la conoscenza del volume del circuito interessato dal deflusso bifase e della pressione nei vari elementi del circuito. Sulla base dell'ipotesi 0.15 che il fluido bifase occupi metà del volume complessivo e che la pressione sia uniforme in tutti 0.10 i rami del circuito in cui è presente il vapore, dalla misura dell'espansione ottenuta a 3000 giri/min 25% farfalla si ottiene il titolo di massa riportato in Fig. 5. Anche in questo caso la valutazione quantitativa del titolo di massa lascia qualche incertezza, confermando come la sua determinazione sperimentale sia un problema di difficile soluzione. 6.3 Pulsazioni della pressione del refrigerante Il regime di ebollizione nucleata è caratterizzato da bolle che si formano a contatto della parete (la quale si trova generalmente a temperatura sensibilmente superiore a quella di saturazione) e che da questa si staccano per portarsi verso il centro della corrente liquida, dove invece regna una temperatura spesso sensibilmente inferiore a quella di saturazione e dove perciò generalmente condensano. Il processo appena descritto determina pulsazioni della pressione del refrigerante, che possono essere rilevate (Alvim and Ting, 1998; Maprelian et al., 1999). L'analisi in frequenza dei rilievi della pressione del refrigerante fornisce quindi utili indicazioni sulla evoluzione del deflusso. In Fig. 6 è riportata la funzione di densità di potenza dello spettro di frequenza del segnale di pressione registrato a 3000 giri/min e 100% farfalla per tre valori della portata di refrigerante. Per la portata di 1600 l/h (condizioni di convezione forzata monofase) sono chiaramente distinguibili i picchi delle armoniche relative alla rotazione dell'albero motore (50 Hz e multipli) e dell'albero a camme (25 Hz e multipli), mentre il livello di base dello spettro è molto ridotto (la scala è logaritmica). Alla portata di refrigerante di 1400 l/h il livello dello spettro comincia a crescere, rivelando l'insorgere delle pulsazioni originate dalle bolle. Tale livello raggiunge un massimo in corrispondenza della portata di 1100 l/h. Se la portata di refrigerante in ingresso viene fatta ulteriormente diminuire, la temperatura di questo aumenta e si avvicina a quella di saturazione, cosicché le bolle non collassano più ma invece danno vita a tappi e successivamente ad uno strato di vapore. In tali condizioni l'intensità delle pulsazioni nella pressione decresce nuovamente. Il processo sommariamente descritto è reso più complesso dal fatto che in cor- Titolo di massa (*1000) Portata in ingresso (l/h) Fig. 5 Titolo di vapore calcolato nelle ipotesi che la miscela bifase occupi metà del volume del circuito. densità di potenza [bar 2 /Hz] 1E-3 1E-4 1E-5 1E-6 1E-7 1E l/h (ebollizione nucleata) 1600 l/h (co nvez. forzata monofase) 3000 giri/min - 100% farfalla 1100 l/h (ebollizione completam. sviluppata) Frequenza [Hz] Fig.6 Funzione densità di potenza delle pulsazioni della pressione del refrigerante per diverse portate in ingresso: 1600 l/h (regime di convezione forzata monofase); 1400 l/h (insorgenza dell'ebollizione nucleata ONB); 1100 l/h (ebollizione completamente svilup- pata). Condizioni operative: 3000 giri/min, 100% farfalla.

9 M. Amelio et al. 9 rispondenza dei diversi cilindri sono presenti regimi di scambio termico differenti. Le aree delle curve sottese dagli spettri di frequenza forniscono una indicazione chiara dell'evoluzione del fenomeno (Fig. 7). L insorgere dei vari regimi di deflusso è stata ricavata dall ispezione visiva diretta del fenomeno. 7. CONCLUSIONI Un modello commerciale di motore ad accensione comandata, modificato solo nel circuito di raffreddamento, è stato oggetto di un estesa campagna di prove al banco. Le modifiche, basate sull impiego di una pompa elettrica da 60W a 12V controllata elettronicamente, hanno permesso di impostare la portata e la temperatura di ingresso del liquido refrigerante in modo far instaurare diversi regimi di scambio termico e poterne valutare le conseguenze. In particolare, oltre ai consumi e alla potenza resa, sono state registrate la temperatura del materiale della testa, la potenza termica asportata e si sono cercati metodi per determinare lo stato del fluido refrigerante. Si può notare che: - le temperature della testa risultano in generale più basse di quelle ottenute con raffreddamento standard; - le differenze di temperatura sono più contenute, sia da cilindro a cilindro, sia al variare del numero di giri; - l espansione del fluido refrigerante, misurata alla pressione assoluta di 1.2 bar, va da litri quando lo scambio termico è ancora monofase, fino ad 1 litro, se si è instaurata l ebollizione nucleata; - le variabili di controllo di cui i regolatori del regime di scambio termico potrebbero servirsi nella pratica, sono l espansione del fluido refrigerante (occorre però una conoscenza approfondita del circuito di raffreddamento proprio nella sua configurazione operativa a bordo veicolo) oppure lo spettro di frequenza delle oscillazioni di pressione interne al fluido refrigerante. RINGRAZIAMENTI Il lavoro è stato svolto nell'ambito del Contratto di Ricerca tra la ELASIS S.C.p.A (Sistema Ricerca FIAT nel Mezzogiorno) ed il Dipartimento di Meccanica dell Università della Calabria. Verifica sperimentale ed ottimizzazione preliminare dei principali parametri di controllo per un sistema di raffreddamento motore con cambiamento di fase". L'allestimento della cella prova motori è stato finanziato dalla Regione Calabria mediante una Convenzione per la "Realizzazione di un Laboratorio Pilota per la prova di Motori Automobilistici commerciali e dei loro Componenti". Bibliografia densità spettrale*1000 [bar 2 ] Alvim A. J.C., Ting D.K.S., "Subcooled boiling detection using pressure transducers signal spectral analysis," Maintenance and Reliability Conference MARCON-98, Univ. of Tennessee, Amelio M., Barbara F., Bova S., Oliva P., Primi Risultati della Sperimentazione di un Sistema di raffreddamento per M.C.I. con Cambiamento di Fase Atti del 55 Convegno Nazionale ATI Bari-Matera 15/20 Settembre 2000, CD: Antonio Molfetta Istituto di Macchine ed Energetica, Politecnico di Bari, Bocchi, G., Motori a Quattro Tempi, Milano, Hoepli, Campbell N.A.F., Hawley J.G., Leathard M.J., Horrocks R.W., Wong L., Nucleate Boiling Investigations and the Effects of Surface Roughness, SAE paper n , Campbell N.A.F., Tilley D.G., MacGregor S.A., Wong L., Incorporating Nucleate Boling in a Precision Cooling Strategy for Combustion Engines, SAE paper n , giri/min 100% farfalla 3000 giri/min 100% farfalla 3000 giri/min 25% farfalla ONB Portatainingresso[l/h] ONB deflusso a tappi Convezione forzata monofase Fig.7 Integrale delle funzioni densità di potenza di Fig. 6, al variare della portata di refrigerante in ingresso, per tre diverse condizioni operative: 3000 giri/min 25% farfalla, 3000 giri/min 100% farfalla, 4500 giri/min 100% farfalla. (ONB=Onset Nucleate Boiling).

10 10 56 Congresso Nazionale ATI Collier, J.G., Convective Boiling and Condensation, London, Mc Graw Hill, Maprelian E., Alvim de Castro A., Ting D.K.S., Onset of Nucleate Boiling and Onset of Fully Developed Subcooled Boiling Detection using Pressure Transducers Signals Spectral Analysis in Atti del XV COBEM, Aguas de Lindoia, Sao Paulo, 1999, ISBN: Molivadas S., Entwistle G.S., Morris A., Smith G.A., Vehicle Piston-Engine Two-Phase Cooling Systems, SAE paper n , Pretscher M. and Ap S., Nucleate Boiling Engine Cooling System Vehicle Study, SAE paper n , Robinson, K., Campbell N.A.F., Hawley J.G., Tilley D.G., A Review of Precision Cooling, SAE paper n , 1999.