缸蓋沸騰冷卻氣泡控制的研究*

張體恩,張衛正,曹元福,2,宋立業

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

前言

隨著內燃機向高功率密度方向發展，發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動機冷卻系統，可以保證在對發動機冷卻水道做細微更改的前提下，大幅度提高換熱系數。

將沸騰冷卻用于解決缸蓋熱負荷的過程中，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溫器等系統件，對節溫器等造成穴蝕。而目前研究對氣泡消失行為缺乏清晰的認識。

為避免氣泡對系統件的損耗，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的重要參數。當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[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的能量轉化過程，針對球形小氣泡行為的估計取得了滿意的結果。但是由于對能量轉化過程考慮不充分，該模型針對大氣泡尤其是變形氣泡的行為估計結果并不令人滿意。

除了能量分析，計算氣泡生長與凝結速率目前主要基于歸一化關系式[6]。該模型是依據試驗數據建立的，其實用價值高，但理論支撐不足。此外，文獻[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測模型。

本文中基于試驗數據，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、內徑28mm的石英管，在石英管外側利用高頻感應加熱器對試件進行加熱，在試件冷熱兩側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℃。通過數據采集儀對試驗件進行溫度采集，采集頻率為10Hz，熱流密度采用穩態導熱公式計算得到。試驗中熱流變化如圖3所示。由于背側加熱器更靠近測點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，氣泡形狀不是規則的球形，導致氣泡尺寸遠大于可估算尺寸。目前常用的氣泡脫離尺寸預測模型，如Levy模型[8]、Zeng模型[9-10]預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的劇烈汽化過程，文獻[11]中探討了變形氣泡的失穩過程和作用力。氣泡內部壓力不穩定，導致在氣泡底部形成射流，此外，氣泡由于變形會導致換熱面積增加。試驗中觀測到氣泡失穩區間為：欠熱度(5～14K)。氣泡失穩過程如圖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[12]中的數據表明，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據，針對缸蓋流道特征提出氣泡消失假設如下。

(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) 氣泡內溫度不變，近似為飽和液體溫度。

(3) 氣泡通過液體薄層導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[13]中提出的厚度關系式。則氣泡消失對應的液體薄層厚度為

(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，即認為氣泡已經消失。小于30μm的氣泡均為球形氣泡，由Florschuetz關系式[5]可知，對于起始半徑大于3mm的氣泡，基于該假設得到的氣泡消失時間與理論氣泡消失時間誤差在2%以內。該假設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過程，氣泡換熱面積的增加導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，根據試驗觀測得到：初始氣泡半徑為R0時，氣泡半徑在0.9R0～R0區間內氣泡換熱面積劇烈變化，直到0.9R0達到穩定；在低欠熱狀態下，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。飽和溫度與流體溫度之差為主流體欠熱度ΔTsub。

根據實驗數據擬合得到

(3)

式中k為欠熱度因子。

根據假設，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為導熱系數；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]消失模型預測的氣泡消失時間為0.39s，與實驗數據相差甚遠，主要原因在于大氣泡因變形會導致散熱面積增大，從而消失速度增加。而本文中模型預測的氣泡消失曲線與實驗數據符合良好，尤其是氣泡消失時間預測與實驗符合良好。

不同氣泡脫離半徑對應不同氣泡消失時間。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。

氣泡消失時間預測與實驗數據符合良好，驗證了氣泡消失模型的合理性。

4 模型誤差討論

(1) 模型忽略了氣泡內溫度變化，而氣泡內實際溫度場并不規則，由此導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) 氣泡由于變形導致換熱面積增加，是根據實驗觀察、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

發動機缸蓋水腔鼻梁區具有以下特點：局部區域流道窄，流速慢，熱流密度大，產生氣泡多等。由此得到缸蓋冷卻水道氣泡控制要求：保證氣泡快速消失；保證換熱系數保持不變甚至有所提高；保證水流暢通，避免發生氣阻。其中保證氣泡快速消失是氣泡控制的主要難點。由鼻梁區末端到缸蓋出口的距離約為50mm，由缸蓋出口至節溫器的距離約為100mm。為避免節溫器受到損耗，需要保證氣泡在150mm的距離內快速消失。缸蓋內水流速度一般為2.5～3.2m/s[14]，從文獻[15]中的實驗數據看出，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，則氣泡應保證在0.05s內快速消失。

5.2 氣泡消失參數控制

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，脫離半徑難以準確預測，須通過實驗進行估計。實驗觀察發現，當鼻梁區局部流速為0.1～0.3m/s時，氣泡最大脫離半徑均小于7mm；當流速高于0.3m/s時，氣泡最大脫離半徑均小于5mm。因此，通過改變流場結構，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。

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

現代發動機循環水冷系采用散熱器蓋，水冷封閉系統內的壓力可以提高98kPa以上，而相應的冷卻液沸點提高至120℃左右[6]。因此，當受熱面局部流速小于0.3m/s時，流體溫度設定在105℃以下即可；當局部流速大于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；σ為表面張力；M為摩爾質量；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，根據氣核形成條件，應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盡量避免砂眼、大凹坑等表面缺陷出現，以抑制氣泡聚合。

6 結論

(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) 缸蓋內氣泡控制需要保證氣泡在0.05s內消失。根據散熱器放水壓力，流體溫度應控制在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，缸蓋鑄造過程中應防止砂眼等表面缺隱出現。

參考文獻

[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值模擬[J].農業機械學報,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.汽車構造:上冊[M].5版.北京:人民交通出版社,2007.