張體恩,張衛(wèi)正,曹元福,2,宋立業(yè)

(1.北京理工大學(xué)機械與車輛學(xué)院，北京 100081； 2.中國北方車輛研究所，北京 100072)

前言

隨著內(nèi)燃機向高功率密度方向發(fā)展，發(fā)動機冷卻能力的提高勢在必行。將強制對流欠熱沸騰用于發(fā)動機冷卻系統(tǒng)，可以保證在對發(fā)動機冷卻水道做細(xì)微更改的前提下，大幅度提高換熱系數(shù)。

將沸騰冷卻用于解決缸蓋熱負(fù)荷的過程中，氣泡消失是個亟待研究的問題。如果氣泡在缸蓋中不能迅速地消失，那么它將隨流道流向節(jié)溫器等系統(tǒng)件，對節(jié)溫器等造成穴蝕。而目前研究對氣泡消失行為缺乏清晰的認(rèn)識。

為避免氣泡對系統(tǒng)件的損耗，充分利用沸騰冷卻方式，必須研究并分析氣泡消失演變規(guī)律，對氣泡提出有效控制措施。目前針對氣泡消失的研究并不多，因為氣泡消失并沒有作為估計沸騰換熱系數(shù)的重要參數(shù)。當(dāng)前沸騰氣泡演變過程主要基于熱擴散方程，然后簡化初始與邊界條件進行求解[1]。目前關(guān)于氣泡的諸多研究都是基于熱擴散方程來進行能量分析的[2-4]。

文獻(xiàn)[5]中基于熱擴散控制方程假定，借助能量方程分析氣泡演變規(guī)律，提出基于熱擴散控制方程的氣泡消失模型。該模型考慮了包括汽化潛熱在內(nèi)的能量轉(zhuǎn)化過程，針對球形小氣泡行為的估計取得了滿意的結(jié)果。但是由于對能量轉(zhuǎn)化過程考慮不充分，該模型針對大氣泡尤其是變形氣泡的行為估計結(jié)果并不令人滿意。

除了能量分析，計算氣泡生長與凝結(jié)速率目前主要基于歸一化關(guān)系式[6]。該模型是依據(jù)試驗數(shù)據(jù)建立的，其實用價值高，但理論支撐不足。此外，文獻(xiàn)[7]中對低壓低流速工況下的沸騰氣泡行為進行了試驗研究,建立了基于試驗的無量綱預(yù)測模型。

本文中基于試驗數(shù)據(jù)，借助能量方程分析氣泡消失行為，考察變形對氣泡消失的影響，從而對氣泡控制提供指導(dǎo)性建議。

1 氣泡消失可視化試驗研究

圖1為搭建的沸騰換熱試驗平臺的系統(tǒng)示意圖。該試驗平臺由冷卻水泵、散熱器、帶PID溫度控制的加熱水箱、試驗件夾持裝置、試驗件支撐支架、耐熱管道、控制箱、高頻電磁感應(yīng)加熱器、進出水溫度傳感器、進出水壓力傳感器和流量傳感器等組成。

采用外徑27mm、壁厚3mm的半環(huán)形鑄鐵鐵板為試驗件，鐵板面上通過人為制造凹坑來形成不同脫離半徑的氣泡。在鐵板外罩以外徑32mm、內(nèi)徑28mm的石英管，在石英管外側(cè)利用高頻感應(yīng)加熱器對試件進行加熱，在試件冷熱兩側(cè)布置熱電偶來測量試件溫度和熱流密度，試驗裝置如圖2所示。

試驗件受熱面冷熱兩側(cè)的溫度通過鎳鉻-鎳硅熱電偶進行測量，其測量范圍為0～1 370℃，測量精度為1℃。通過數(shù)據(jù)采集儀對試驗件進行溫度采集，采集頻率為10Hz，熱流密度采用穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱公式計算得到。試驗中熱流變化如圖3所示。由于背側(cè)加熱器更靠近測點1，故測點1熱流密度最高，而幾乎所有的大氣泡均在此產(chǎn)生。因此，取測點1為觀測點，這里忽略氣泡行為對熱流密度測量的干擾。

流量通過渦輪流量傳感器LWGY25測量，量程為10m3/h，精度為0.01m3/h。在試驗段兩端安裝壓力和水溫傳感器，取兩端的測量均值為測試段的水溫和壓力值。利用高速攝像機拍攝氣泡行為，高速攝像機的最高分辨率為1 024×1 024，對應(yīng)的采樣頻率為3 600fps，試驗采用此采樣頻率。通過測量氣泡上下左右最高點的位置來獲取氣泡行為信息，每隔0.83ms測量一次。試驗工況選擇見表1。

表1 試驗工況選擇

據(jù)試驗觀察，在低流速高熱流密度情況下，氣泡脫離和消失狀況呈以下特征。

(1) 氣泡脫離時局部會依附于加熱面，氣泡形狀不是規(guī)則的球形，導(dǎo)致氣泡尺寸遠(yuǎn)大于可估算尺寸。目前常用的氣泡脫離尺寸預(yù)測模型，如Levy模型[8]、Zeng模型[9-10]預(yù)測的氣泡脫離直徑與本試驗觀測值并不相符。

(2) 氣泡消失是一個失穩(wěn)的劇烈汽化過程，文獻(xiàn)[11]中探討了變形氣泡的失穩(wěn)過程和作用力。氣泡內(nèi)部壓力不穩(wěn)定，導(dǎo)致在氣泡底部形成射流，此外，氣泡由于變形會導(dǎo)致?lián)Q熱面積增加。試驗中觀測到氣泡失穩(wěn)區(qū)間為：欠熱度(5～14K)。氣泡失穩(wěn)過程如圖4所示。

試驗中局部流速和溫度的變化以及氣泡的隨機性導(dǎo)致氣泡消失行為具有不確定性。因此需要對氣泡的極限狀況進行評估，從而提出控制氣泡的有效措施。本文中假定試驗觀測的氣泡極限尺寸即為該工況下的最大氣泡尺寸。文獻(xiàn)[12]中的數(shù)據(jù)表明，相同工況下，氣泡脫離直徑與平均脫離直徑的比值在0.8～1.2之間變動。本試驗也觀察到，同一工況下氣泡尺寸相差并不大。因此，可用觀測的最大氣泡尺寸代替極限氣泡尺寸。

水溫為95℃、流量為0.44m3/h和表壓為12kPa時的氣泡消失狀況如圖5所示。

2 沸騰氣泡消失模型

分析前人研究成果和氣泡實驗數(shù)據(jù)，針對缸蓋流道特征提出氣泡消失假設(shè)如下。

(1) 氣泡消失時的形狀基本為球形，其直徑利用氣泡長短軸的均值代替。

(2) 氣泡內(nèi)溫度不變，近似為飽和液體溫度。

(3) 氣泡通過液體薄層導(dǎo)熱與周圍液體進行熱交換，氣泡散熱熱量主要來自汽化潛熱。

(4) 假定氣泡消失過程為氣泡生長的逆過程。

(5) 氣泡外由過熱液體層包圍，氣泡外液體薄層厚度采用文獻(xiàn)[13]中提出的厚度關(guān)系式。則氣泡消失對應(yīng)的液體薄層厚度為

(1)

式中：δ為液體薄層厚度；αf為液體熱擴散率；tall為消失周期；t為氣泡消失時刻。

(6) 假定氣泡半徑小于30μm時，即認(rèn)為氣泡已經(jīng)消失。小于30μm的氣泡均為球形氣泡，由Florschuetz關(guān)系式[5]可知，對于起始半徑大于3mm的氣泡，基于該假設(shè)得到的氣泡消失時間與理論氣泡消失時間誤差在2%以內(nèi)。該假設(shè)的提出主要是由于高速攝影在本試驗觀測角度下的最小觀測尺寸為30μm。

大氣泡消失作為一種失穩(wěn)過程，氣泡換熱面積的增加導(dǎo)致氣泡消失速度加劇。通過測量氣泡外的凸起點面積得到氣泡換熱面積，根據(jù)試驗觀測得到：初始?xì)馀莅霃綖镽0時，氣泡半徑在0.9R0～R0區(qū)間內(nèi)氣泡換熱面積劇烈變化，直到0.9R0達(dá)到穩(wěn)定；在低欠熱狀態(tài)下，氣泡尺寸大幅增加和流場溫度極度不均是氣泡變形的主要原因，因此認(rèn)為氣泡形變因子C主要受流體欠熱度和氣泡半徑R影響，即

C∝(R,(Ts-Tf)-n)

(2)

式中：Ts為液體飽和溫度；Tf為流體溫度；n為系數(shù)。飽和溫度與流體溫度之差為主流體欠熱度ΔTsub。

根據(jù)實驗數(shù)據(jù)擬合得到

(3)

式中k為欠熱度因子。

根據(jù)假設(shè)，建立氣泡消失模型如下：

(4)

對式(4)進行整理得到

(5)

式中：ρv為飽和蒸汽密度；hfg為汽化潛熱；Kf為導(dǎo)熱系數(shù)；Tb為氣泡溫度。

3 模型實驗驗證

氣泡消失選取水溫為95℃、流量為0.44m3/h和表壓為12kPa的工況為驗證工況。氣泡消失實驗與理論對比如圖6所示。

利用Florschuetz[5]消失模型預(yù)測的氣泡消失時間為0.39s，與實驗數(shù)據(jù)相差甚遠(yuǎn)，主要原因在于大氣泡因變形會導(dǎo)致散熱面積增大，從而消失速度增加。而本文中模型預(yù)測的氣泡消失曲線與實驗數(shù)據(jù)符合良好，尤其是氣泡消失時間預(yù)測與實驗符合良好。

不同氣泡脫離半徑對應(yīng)不同氣泡消失時間。主流體欠熱度為7K，流量為0.22～0.66m3/h，氣泡消失時間與脫離半徑關(guān)系如圖7所示。

主流體欠熱度為12K，流量為0.22～0.66m3/h，對比不同氣泡脫離半徑的消失時間如圖8所示。

氣泡消失時間預(yù)測與實驗數(shù)據(jù)符合良好，驗證了氣泡消失模型的合理性。

4 模型誤差討論

(1) 模型忽略了氣泡內(nèi)溫度變化，而氣泡內(nèi)實際溫度場并不規(guī)則，由此導(dǎo)致模型氣泡換熱計算與實際存在偏差。

(2) 模型中氣泡能量僅考慮了起主要作用的汽化潛熱能量，忽略了熱流體向冷流體傳遞的能量。

(3) 由于能量方程的簡化忽略了對流這一因素，所以模型未考慮流速對氣泡消失的影響。實驗觀察證明，流速僅對氣泡脫離半徑產(chǎn)生影響，對氣泡消失速度的影響可以忽略。

(4) 氣泡由于變形導(dǎo)致?lián)Q熱面積增加，是根據(jù)實驗觀察、測量提出的，而其中影響面積增加的因素很多，對換熱面積測量的誤差是模型誤差的主要原因。

(5) 以觀測得到的氣泡尺寸代替氣泡的極限尺寸，勢必導(dǎo)致氣泡尺寸的估計誤差。

5 缸蓋氣泡消失控制分析

5.1 具體控制要求分析

發(fā)動機缸蓋水腔鼻梁區(qū)具有以下特點：局部區(qū)域流道窄，流速慢，熱流密度大，產(chǎn)生氣泡多等。由此得到缸蓋冷卻水道氣泡控制要求：保證氣泡快速消失；保證換熱系數(shù)保持不變甚至有所提高；保證水流暢通，避免發(fā)生氣阻。其中保證氣泡快速消失是氣泡控制的主要難點。由鼻梁區(qū)末端到缸蓋出口的距離約為50mm，由缸蓋出口至節(jié)溫器的距離約為100mm。為避免節(jié)溫器受到損耗，需要保證氣泡在150mm的距離內(nèi)快速消失。缸蓋內(nèi)水流速度一般為2.5～3.2m/s[14]，從文獻(xiàn)[15]中的實驗數(shù)據(jù)看出，氣泡脫離加熱面后的移動速度一般為液體流速的0.8～1倍。由此，考慮極限情況，得到氣泡的平均移動速度為3m/s，則氣泡應(yīng)保證在0.05s內(nèi)快速消失。

5.2 氣泡消失參數(shù)控制

在不改變流道形狀的前提下，基于建立的氣泡消失模型，對缸蓋尤其是鼻梁區(qū)沸騰氣泡的控制主要由主流體欠熱度來控制。

考慮氣泡脫離半徑的影響。由于氣泡的再附著作用，脫離半徑難以準(zhǔn)確預(yù)測，須通過實驗進行估計。實驗觀察發(fā)現(xiàn)，當(dāng)鼻梁區(qū)局部流速為0.1～0.3m/s時，氣泡最大脫離半徑均小于7mm；當(dāng)流速高于0.3m/s時，氣泡最大脫離半徑均小于5mm。因此，通過改變流場結(jié)構(gòu)，提高局部流速，能有效降低氣泡脫離半徑，從而避免大氣泡的產(chǎn)生。

兩種氣泡初始半徑，不同欠熱度下的氣泡消失時間如圖9所示。

當(dāng)局部流速小于0.3m/s時，為使所有氣泡在0.05s內(nèi)快速消失，流體欠熱度應(yīng)大于15K；當(dāng)局部流速大于0.3m/s時，為使所有氣泡在0.05s內(nèi)快速消失，流體欠熱度應(yīng)大于7K。隨著流道流速的增加，欠熱度的選擇可以相應(yīng)降低。

現(xiàn)代發(fā)動機循環(huán)水冷系采用散熱器蓋，水冷封閉系統(tǒng)內(nèi)的壓力可以提高98kPa以上，而相應(yīng)的冷卻液沸點提高至120℃左右[6]。因此，當(dāng)受熱面局部流速小于0.3m/s時，流體溫度設(shè)定在105℃以下即可；當(dāng)局部流速大于0.3m/s時，流體溫度可提高至113℃。

5.3 氣泡聚合抑制

氣泡控制還須考慮氣泡聚合問題，避免氣泡聚合才能有效避免大氣泡的產(chǎn)生。為避免氣泡聚合，須在氣泡形成過程中使氣泡核化點分散化，以降低氣泡聚合概率。由核化理論得知，形成氣核需要一定的過熱度和一定的凹穴半徑[1]。

(6)

式中：ΔTsat為液體過熱度；Rm為摩爾氣體常數(shù)；σ為表面張力；M為摩爾質(zhì)量；ρf為液體密度；rc為空穴半徑。

在流速和主流體欠熱度不變的前提下，考慮到液體過熱度不可更改，根據(jù)氣核形成條件，應(yīng)該盡量減小空穴半徑rc，即保證水腔表面凹坑盡量小而均勻。因此要求缸蓋水腔在鑄造過程中應(yīng)盡量避免砂眼、大凹坑等表面缺陷出現(xiàn)，以抑制氣泡聚合。

6 結(jié)論

(1) 建立了沸騰氣泡可視化試驗平臺，利用高速攝影對氣泡消失行為進行了觀測。

(2) 基于能量方程并通過氣泡變形分析建立了低欠熱下的氣泡消失模型。

(3) 缸蓋內(nèi)氣泡控制需要保證氣泡在0.05s內(nèi)消失。根據(jù)散熱器放水壓力，流體溫度應(yīng)控制在105℃以下，流體流速提高流體溫度也可隨之提高。

(4) 為防止氣泡聚合，缸蓋鑄造過程中應(yīng)防止砂眼等表面缺隱出現(xiàn)。

參考文獻(xiàn)

[1] 徐濟鋆,等.沸騰傳熱和氣液兩相流[M].北京:原子能出版社,2001.

[2] Lind S J, Phillips T N. Spherical Bubble Collapse in Viscoelastic Fluids[J]. Non-Newtonian Fluid Mech,2010,165:56-64.

[3] Brujan E A. Cavitation Bubble Dynamics in Non-Newtonian Fluids[J]. Polym. Eng. Sci,2009,49:419-431.

[4] Wu W, Jones B G, Newell T A. A Statistical Model of Bubble Coalescence and Its Application to Boiling Heat Flux Prediction—Part I: Model Development[J]. ASME J. Heat Transfer,2009,131(121013):1-11.

[5] Florschuetz L W, Chao B T. On the Mechanics of Vapor Bubble Collapse[J]. J. of Heat Transfer, Trans. ASME, Series C,1965,87:209-220.

[6] Akiyama M, Tachibana F. Motion of Vapor Bubbles in Subcooled Heated Channel[J]. Bulletin of J.S.M.E,1974,17(104):241-247.

[7] Prodanovic V, Fraser D, Salcudean M. Bubble Behavior in Subcooled Flow Boiling of Water at Low Pressures and Low Flow Rates[J].International Journal of Multiphase Flow,2002,28:1-19.

[8] Levy S. Forced Convection Subcooled Boiling Prediction of Vapor Volumetric Fraction[J]. Int. J. Heat Mass Transfer,1967,10:951-965.

[9] Thorncroft G E, Klausner J F, Mei R. An Experimental Investigation of Bubble Growth and Detachment in Vertical Upflow and Downflow Boiling[J]. Int. J. Heat Mass Transfer,1998.41:3857-3871.

[10] Zeng L Z, Klausner J F, Bernhard D M, et al. A Unified Model for the Prediction of Bubble Detachment Diameters in Boiling Systems - II. Flow Boiling[J]. Int. J. Heat Mass Transfer,1993,36:2271-2279.

[11] 倪明玖.浮力作用下上升氣泡的變形和駐渦形成機理研究[J].工程熱物理學(xué)報.2009,1(30):76-80.

[12] Rong Situ, Takashi Hibiki, Mamoru Ishii, et al. Bubble Lift-off Size in Forced Convective Subcooled Boiling Flow[J]. Int. J. Heat Mass Transfer,2005,48:5536-5548.

[13] Plesset M S, Zwick S A. The Growth of Vapor Bubbles in Superheated Liquids[J]. J.Appl. Phys.,1954,25:493-500.

[14] 傅松,等.柴油機缸蓋水腔流動與沸騰傳熱的流固耦合數(shù)值模擬[J].農(nóng)業(yè)機械學(xué)報,2010,4(41):26-30.

[15] Tomio Okawa, Tatsuhiro Ishida, Isao Kataoka, et al. On the Rise Paths of Single Vapor Bubbles After the Departure From Nucleation Sites in Subcooled Upflow Boiling[J]. Int. J. Heat Mass Transfer,2005,48:4446-4459.

[16] 陳家瑞,等.汽車構(gòu)造:上冊[M].5版.北京:人民交通出版社,2007.