周云龍，孫振國(guó)

（東北電力大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，吉林省 吉林市 132012）

引言

近年來(lái)，微通道技術(shù)已成為化工行業(yè)的重要研究方向[1]。微尺度下的流動(dòng)隨著流體性質(zhì)以及流動(dòng)工況的變化不同于常規(guī)尺度。蛇形管在許多工業(yè)應(yīng)用中都顯示出其獨(dú)特的效應(yīng)。宋正梅[2]對(duì)直入直出型、直角S型、圓角S型微通道在相控陣天線上的應(yīng)用進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明S型通道可以使T/R組件下方流過(guò)更多的流體，這無(wú)疑會(huì)使組件熱交換更加充分。Wen等[3]研究了小管徑蛇形管內(nèi)的流動(dòng)，結(jié)果顯示蛇形管內(nèi)泡狀流的傳熱系數(shù)較常規(guī)通道有所增大。Donaldson等[4]采用T型混合方式，在當(dāng)量直徑1.0563 mm的蛇形通道對(duì)空氣、水的流動(dòng)特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)了泡狀流、塞狀流、不穩(wěn)定塞狀流、彈狀流等流型。白璐等[5]采用氮?dú)?、含有表面活性劑的甘油溶液為兩相工質(zhì)，通過(guò)T型錯(cuò)流方式在并行微通道內(nèi)觀測(cè)到泡狀流、彈狀流、分層流等典型流型，并指出主通道與支通道中的氣泡大小不同。李洪偉等[6]將平滑Wigner三譜切片理論應(yīng)用到多相流識(shí)別中，發(fā)現(xiàn)氮?dú)?水的兩相流型主要有分散泡狀流、彈狀流和環(huán)狀流。Ribatski等[7]在0.4 mm管道中對(duì)R134a的流動(dòng)情況進(jìn)行了詳細(xì)的分析，并觀測(cè)到泡狀流、彈狀流、環(huán)狀流。進(jìn)一步指出不同流型對(duì)傳熱特性的影響也不盡相同。

蛇形管作為換熱器的一種，廣泛應(yīng)用于核能、空調(diào)低溫制冷以及化工領(lǐng)域中。但是，大多數(shù)的氣液兩相流研究都集中在直管道內(nèi)。實(shí)際應(yīng)用中，由于空間的局限性，需要大量的彎管結(jié)構(gòu)。目前關(guān)于蛇形管的研究多見(jiàn)于常規(guī)尺度，微尺度下的流動(dòng)特性鮮有報(bào)道。相比于常規(guī)直管道，對(duì)微米級(jí)別蛇形管內(nèi)兩相流的認(rèn)識(shí)比較缺乏，有必要對(duì)蛇形管內(nèi)的流動(dòng)進(jìn)一步研究。本文以空氣-水為實(shí)驗(yàn)工質(zhì)，利用高速攝像儀以及圖像采集系統(tǒng)，對(duì)Y型混合器內(nèi)氣液兩種混合模式下的流動(dòng)進(jìn)行了對(duì)比分析，以完善蛇形結(jié)構(gòu)微通道氣液兩相流型以及相分布的認(rèn)識(shí)，為實(shí)際工程應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 微通道定義及尺寸

不同的學(xué)者對(duì)微通道的定義有不同的標(biāo)準(zhǔn)，Mehendale等[8]以當(dāng)量直徑作為通道劃分的依據(jù)，認(rèn)為直徑為1～100 μm時(shí)可作為微通道，而Kandlikar[9]認(rèn)為微通道當(dāng)量直徑應(yīng)該劃分在10～200 μm才比較合適。Bretherton[10]則提議當(dāng)Eo＜0.84時(shí)，可認(rèn)為是微通道。

式中，Eo為Eotvos數(shù)，ρg與ρl分別為氣相和液相的密度，kg·m-3；Dh為微通道當(dāng)量直徑，m；σ為表面張力，N·m-1；g為重力加速度，m·s-2。

本文微通道形狀如圖1所示，通道截面為矩形（0.8 mm×0.1 mm），求得當(dāng)量直徑為177.8 μm，Eo為4.2×10-3，符合Kandlikar和Bretherton的定義。實(shí)驗(yàn)中通道所用材質(zhì)為PDMS-玻璃。Ⅰ、Ⅱ?yàn)閮砂雸A，其內(nèi)徑為3 mm、外徑為4.6 mm。進(jìn)口段長(zhǎng)度均為10 mm，通道a、b、c 3段的有效長(zhǎng)度均為50 mm，兩相流采用夾角θ為50°的Y型進(jìn)口。

圖1 蛇形微通道 Fig.1 Serpentine microchannel

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

非機(jī)械微流體驅(qū)動(dòng)方式容易受到通道表面和流體性質(zhì)等的影響，在本次多相流實(shí)驗(yàn)控制中采用壓力驅(qū)動(dòng)方式，實(shí)驗(yàn)中壓力驅(qū)動(dòng)所用注射泵型號(hào)為SDS-MP10（最大量程1200 ml·h-1，調(diào)整步距0.1 ml·h-1，速度控制精度±2%）。為清晰捕捉各種典型的流型圖像，所用高速攝像儀型號(hào)為HSS4G(德國(guó)LaVision公司,最大分辨率1024×1024，最大幀頻2000 fps)。光源采用色溫6400K的三基色光管，芯片背面鋪設(shè)有硫酸紙可使光線均勻分布。進(jìn)口和出口部位通過(guò)不銹鋼金屬細(xì)管(內(nèi)徑0.5 mm，外徑0.7 mm)與聚四氟乙烯導(dǎo)管(內(nèi)徑0.5 mm，外徑0.9 mm)連接，為防止工質(zhì)對(duì)通道堵塞，在注射泵和導(dǎo)管之間安裝了過(guò)濾器。兩相流體在出口處進(jìn)行氣液分離，利用高精度電子天平和氣體流量計(jì)，分別測(cè)量一段時(shí)間內(nèi)水、空氣的流量。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖2所示。

實(shí)驗(yàn)環(huán)境為常壓，溫度18.6℃。實(shí)驗(yàn)中將微通道在垂直面內(nèi)橫向放置，對(duì)兩個(gè)進(jìn)口分別采用圖3所示方案（上氣下液型以及上液下氣型）。由于PDMS的疏水親油性，實(shí)驗(yàn)前先用0.06%的NaHCO3溶液將通道壁面潤(rùn)濕，通過(guò)調(diào)節(jié)兩相的流速，待流型穩(wěn)定5 min后，用高速攝像儀采集各工況下的不同流型。

圖2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng) Fig.2 Experimental system

圖3 兩種實(shí)驗(yàn)方案 Fig.3 Two kinds of experimental scheme

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

趙建福等[11]對(duì)內(nèi)徑12.7 mm的90°彎管進(jìn)行了空氣、水兩相流型的研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)了彈狀流、彈/環(huán)過(guò)渡流、環(huán)狀流3種流型，并指出彎管內(nèi)二次流作用以及氣泡、氣核的出現(xiàn)使得流譜由單相流的Dean雙渦結(jié)構(gòu)改為螺旋結(jié)構(gòu)。柴磊等[12]對(duì)長(zhǎng)10 mm的扇形凹穴型、三角凹穴型兩種周期性擴(kuò)縮微通道內(nèi)的氣液兩相流型進(jìn)行了考察，發(fā)現(xiàn)的主要流型有間歇流以及分離流。Kawahara等[13]以氮?dú)狻⑺疄楣べ|(zhì)，在直徑100 μm的圓形通道中主要觀測(cè)到一些過(guò)渡流型，實(shí)驗(yàn)中并沒(méi)有發(fā)現(xiàn)泡狀流以及攪拌流。而Saisorn等[14]在直徑150 μm的圓形通道中也沒(méi)有發(fā)現(xiàn)泡狀流。Pansunee 等[15]在當(dāng)量直徑267 μm的銅基矩形通道中進(jìn)行了空氣、水兩相流實(shí)驗(yàn)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)了分段流、液環(huán)流、拉斷的液環(huán)流、環(huán)狀流。由于微通道形狀、尺寸以及流體性質(zhì)等多種因素的影響，使得不同學(xué)者對(duì)流型觀測(cè)到的結(jié)果也不同。在方案1實(shí)驗(yàn)中，觀測(cè)到的主要流型有彈狀流、長(zhǎng)彈狀流、波狀分層流、彌散流；方案2中主要流型有彈狀流、波狀分層流、彌散流。圖4、圖5分別給出了方案1、2的流型圖，其中WeG、WeL分別為氣、液相Weber數(shù)，二者定義為：由圖可知，這兩種混合模式中彈狀 流區(qū)域都占據(jù)了流型圖的較大部分，相對(duì)于前者，后者的彈狀流區(qū)域邊界線向右有所偏移，而且分層流到彌散流的過(guò)渡線也向右上方偏移，這是因?yàn)樵谏弦合職庑偷幕旌夏Ｊ街?，氣液兩相的相?duì)位置發(fā)生了變化，由于彎道的二次回流使其產(chǎn)生了較強(qiáng)的擾動(dòng)，進(jìn)一步表明混合模式對(duì)各自的流型區(qū)域具有一定的影響。

圖4 方案1流型 Fig.4 Flow patterns map of scheme 1

圖5 方案2流型 Fig.5 Flow patterns map of scheme 2

2.1 彈狀流

如圖6所示，當(dāng)氣相表觀速度jG=1.389 m·s-1，液相表觀速度jL=0.122 m·s-1時(shí)可以采集到典型的彈狀流。氣彈通過(guò)彎道進(jìn)入每一條水平直管道后，起初形狀都不穩(wěn)定，其頭部比較尖銳而尾部比較平緩，氣彈頭部在運(yùn)動(dòng)方向上受到壁面約束以及液相的剪切發(fā)生一定的形變，在運(yùn)行一段距離穩(wěn)定后，此時(shí)表面張力的作用大于彎道壁面約束所帶來(lái)的影響，頭部逐漸變得圓潤(rùn)，但是尾部沒(méi)有之前的那樣平緩，而是略帶有一定的角度，向氣體內(nèi)部凹陷。

進(jìn)一步增加氣相速度，發(fā)現(xiàn)氣彈產(chǎn)生的位置將由兩相匯合的地方逐漸后移，而且此時(shí)由于氣體“飄”在液體上方，較高的氣相流速下，液相和氣相間的剪切力將顯著增加，從而導(dǎo)致氣彈產(chǎn)生的頻率也較之前的有所提升，并且氣彈長(zhǎng)度也會(huì)增加。馬友光等[16]在氣相速度較高時(shí)也觀測(cè)到類(lèi)似的結(jié)果。圖7顯示了氣相表觀速度jG=1.738 m·s-1，液相表觀速度jL=0.139 m·s-1時(shí)，產(chǎn)生長(zhǎng)氣彈的過(guò)程。

圖6 方案1：彈狀流 Fig.6 Scheme 1: slug flow

圖7 方案1：拉長(zhǎng)的彈狀流 Fig.7 Scheme 1: elongated slug flow

Fukano等[17]曾將彈狀流特征描述為氣彈頭部和尾部都是規(guī)則的半球形。而文獻(xiàn)[18]對(duì)空氣-水兩相流動(dòng)特性進(jìn)行了數(shù)值研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)所形成的氣彈并沒(méi)有對(duì)稱(chēng)，其頭部比較尖銳，而尾部比較平緩。Yao等[19]以PMMA為材質(zhì)，對(duì)截面尺寸750 μm ×280 μm的Y型微通道進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)氣彈形狀及大小與We有關(guān)。當(dāng)We>3.1時(shí)，液膜厚度逐漸增加，氣彈也隨之與壁面脫離，并且在氣體速度較高時(shí)，氣彈頭部將變得更加尖銳，而尾部則更加扁平。當(dāng)We較小時(shí)，由于此時(shí)表面張力占優(yōu)勢(shì)，才使得氣彈尾部呈橢球形。這說(shuō)明在兩相流速不同的情況下，彈狀流的形狀并不是唯一的。本實(shí)驗(yàn)中，當(dāng)jG=1.736 m·s-1，jL=0.278 m·s-1時(shí)，可得到方案2下的彈狀流型。由圖8可以看出，此時(shí)氣彈頭部形狀仍然比較圓潤(rùn)，而尾部向內(nèi)凹陷。認(rèn)為氣彈的形狀受到表面張力與液相剪切共同的影響，在氣彈剛產(chǎn)生時(shí)，其頭部表面張力占優(yōu)，使得該處比較圓潤(rùn)，但尾部由于液相的剪切作用，從而向內(nèi)凹陷。在流動(dòng)過(guò)程中，當(dāng)氣彈經(jīng)過(guò)彎道時(shí)，由于壁面的約束，使其頭部略有變形，在進(jìn)入水平段以后，其形狀才逐漸得以恢復(fù)。

圖8 方案2：彈狀流 Fig.8 Scheme 2: slug flow

Yao等[19]分析了彈狀流的形成過(guò)程，考慮到慣性效應(yīng)的存在，提出如下氣彈長(zhǎng)度關(guān)聯(lián)式

圖9 氣彈長(zhǎng)度與兩相流量比之間的關(guān)系 Fig.9 Relationship between gas slug length and flow ratio

由圖可知，氣彈長(zhǎng)度和流量比基本呈線性關(guān)系，但是二者的斜率不同，這與各自的流動(dòng)方式有關(guān)。方案2數(shù)據(jù)擬合的曲線斜率明顯較方案1的大，這是由于方案2中氣相“背著”液相在經(jīng)過(guò)彎道的流動(dòng)過(guò)程中，產(chǎn)生了較強(qiáng)的擾動(dòng)。

Xu等[20]對(duì)彈狀流的形成進(jìn)行了詳細(xì)的研究，將該過(guò)程分為兩個(gè)部分，起始階段氣彈大小與通道寬度有關(guān)，隨后其長(zhǎng)度進(jìn)入延伸階段，受控于兩相流率比，該過(guò)程的氣彈長(zhǎng)度L由L1和L2組成。通過(guò)推導(dǎo)，L與φ也呈線性關(guān)系。

將式（3）～式（5）聯(lián)立，可得

式中，L為氣彈長(zhǎng)度，mm；l為液塞長(zhǎng)度，mm；w為微通道寬度，mm；jG、jL分別為氣、液相表觀速度，m·s-1；α、β、Dneck為與微通道結(jié)構(gòu)有關(guān)的參數(shù)；φ為兩相流速比。

圖10反映了兩種方案下液塞長(zhǎng)度的對(duì)比情況，由圖可知，起初液塞長(zhǎng)度有線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)，但這種趨勢(shì)并沒(méi)有一直保持下去，隨著流速的增加，逐漸呈現(xiàn)非線性函數(shù)的特點(diǎn)，將所有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行多項(xiàng)式擬合，得到各自表達(dá)式如圖10所示，這主要是由于較高的流速下彎道的擾流效應(yīng)有所增強(qiáng)，對(duì)液塞長(zhǎng)度的變化產(chǎn)生了直接影響。

圖10 液塞長(zhǎng)度與兩相流量比之間的關(guān)系 Fig.10 Relationship between liquid slug length and flow ratio

此外，在實(shí)驗(yàn)中還發(fā)現(xiàn)，當(dāng)液相速度非常低、氣相速度不太高的情況下，可以利用圓弧誘導(dǎo)產(chǎn)生氣彈。圖11、圖12分別顯示了兩種方案下圓弧誘導(dǎo)氣彈的過(guò)程。方案1中的氣流在經(jīng)過(guò)圓弧Ⅰ時(shí)緊貼外壁，并經(jīng)過(guò)拉伸、斷裂兩個(gè)過(guò)程。而方案2中，氣流在流動(dòng)過(guò)程中受到上方液相的阻礙，不能及時(shí)經(jīng)過(guò)彎道，而是先向上進(jìn)行膨脹。當(dāng)主體進(jìn)入彎道后，在液相剪切的作用下，氣流沿著內(nèi)壁進(jìn)行拉伸，最后才斷裂。這兩種不同的混合方式所形成的氣彈尾部都是向內(nèi)凹陷。進(jìn)一步表明氣彈的形狀并不唯一，受到流速、通道結(jié)構(gòu)等多種因素的影響。

圖11 方案1：圓弧誘導(dǎo)產(chǎn)生的彈狀流 Fig.11 Scheme 1: arc induced slug flow (jG=1.042 m·s-1，jL=0.052 m·s-1)

圖12 方案2：圓弧誘導(dǎo)產(chǎn)生的彈狀流 Fig.12 Scheme 2: arc induced slug flow (jG=0.694 m·s-1，jL=0.104 m·s-1)

2.2 波狀分層流

Kositanont等[21]根據(jù)甲苯難溶于水的特點(diǎn)，在曲率半徑為0.5 mm，截面為矩形（100 μm×40 μm）的蛇形微通道內(nèi)，對(duì)內(nèi)置有指引壁（圖13）以及表面改性這兩種不同的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果發(fā)現(xiàn)前者由于離心力的作用，甲苯和水在彎道處的分布位置發(fā)生了切換。而后者的直管段以及彎道處都存在著比較穩(wěn)定的分層流。雖然煤油密度明顯小于水的密度，但Burns等[22]在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)煤油相竟然可以在水相下面穩(wěn)定流動(dòng)。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中也觀測(cè)到類(lèi)似上述的現(xiàn)象，如圖14、圖15所示。從圖中可以看出，二者相界面有所差異，前者界面比較曲折，而后者相對(duì)較為平緩。而且這兩種混合方式下的氣、液相在彎道處的位置分布明顯不同。方案1中的氣流流經(jīng)彎道Ⅰ時(shí)偏向于外壁，而在流經(jīng)彎道Ⅱ時(shí)偏向于內(nèi)壁。方案2則恰好與此相反。孟勐等[23]曾以R141b為工質(zhì)，對(duì)內(nèi)徑6 mm的石英玻璃管進(jìn)行了觀測(cè)，發(fā)現(xiàn)在不同的熱流-熱量比下彎頭處出現(xiàn)了彈狀流、塞狀流、分層-波狀流3種不同的流型，進(jìn)一步說(shuō)明彎頭內(nèi)、外壁面的核化存在著較大的差異。因此，在實(shí)際應(yīng)用中，為防止傳熱惡化，應(yīng)對(duì)彎頭的不同側(cè)壁面給予注意。

圖13 內(nèi)置有指引壁的通道[21]Fig.13 Microchannel with guideline structure[21]

圖14 方案1：波狀分層流 Fig.14 Scheme 1: wavy stratified flow (jG=1.042 m·s-1，jL=0.035 m·s-1)

圖15 方案2：波狀分層流 Fig.15 Scheme 2: wavy stratified flow (jG=2.897 m·s-1，jL=0.556 m·s-1)

針對(duì)以上波狀分層流，建立了計(jì)算液膜厚度的理論模型，如圖16所示。由于氣液界面與通道在水平方向上并非嚴(yán)格平行，所以可將液膜段分割為若干梯形區(qū)，借助ImageJ圖像處理工具，設(shè)定好像素比例，先得到梯形區(qū)的上下底hi1、hi2，然后計(jì)算每一梯形區(qū)的等效高度δi，最后求得多個(gè)梯形區(qū)等效高度的平均值作為該段通道液膜的平均厚度，見(jiàn)式(7)、式(8)。

圖16 理論模型 Fig.16 Calculation model

通過(guò)對(duì)通道a、b、c 3段的液膜平均厚度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，得到液相表觀速度jL為0.556 m·s-1時(shí)，這3段液膜平均厚度δ隨氣相流速的變化關(guān)系如圖17所示。當(dāng)液相表觀速度一定時(shí)，增加空氣流速會(huì)使液膜厚度減小，尤其是液膜厚度較大時(shí)，空氣流速的增加會(huì)使其迅速下降。隨著氣相速度的進(jìn)一步增加，液膜厚度變化逐漸趨于平緩。由Steinbrenner等[24]提出的兩相分層模型[式(9)]可知，當(dāng)氣相速度增加時(shí)，氣相和液相之間的剪切力也隨之增加，而兩相和壁面之間的切應(yīng)力幾乎沒(méi)有變化或者變化很小，這樣必然使液相體積減小，氣相體積增大，最終使液膜厚度降低。

式中，τwG為壁面和氣相間的切應(yīng)力，Pa；τwL為壁面和液相間的切應(yīng)力，Pa；τi為兩相之間的切應(yīng)力，Pa；AG、AL分別為氣、液相的面積，m2；PG、PL分別為氣、液相濕周，m；Pi為兩相接觸面的有效周長(zhǎng)，m。

圖17 方案2：氣相表觀流速對(duì)液膜平均厚度的影響 Fig.17 Scheme 2: average thickness of liquid film according to jG

由圖1可知，通道a段液膜平均厚度要大于b、c段，通道b段液膜平均厚度最小。從圖15可以看出，通道b段下游彎道Ⅱ處氣相區(qū)域顏色較深，表明此刻氣體密度較大，這說(shuō)明b段的氣相比較多。這是由于空氣在流動(dòng)過(guò)程中由于前后兩個(gè)彎頭的作用使其所受阻力較大，這樣氣體在通道b中容易聚集，抑制了該段液膜的生長(zhǎng)。由于實(shí)驗(yàn)段垂直放置，相比通道b段，a、c段中的液相相當(dāng)于“騎”在氣相上方，在流動(dòng)過(guò)程中對(duì)氣體造成一定的擠壓，從而使氣相部分有所減小，這樣液膜厚度相對(duì)b段要大一些。另外，c段離出口最近，故c段液膜厚度相對(duì)a段要小一些。

2.3 彌散流

在方案1實(shí)驗(yàn)中，當(dāng)jG為1.304～2.531 m·s-1(ReG為 15.459～30.637)，jL為 0.068～0.271 m·s-1(ReL為10.526～48.274)時(shí)，觀測(cè)到不穩(wěn)定流型出現(xiàn)，如圖18所示，通道a段主要是分層流，通道b段出現(xiàn)了大小不等的塊狀流，上游的氣水混合物流經(jīng)彎道后，在通道c段出現(xiàn)了彌散流，氣流中夾帶了大量的微小液滴。而方案2產(chǎn)生的彌散流較為穩(wěn)定，如圖19所示。在方案2中，通道a段呈現(xiàn)出分層流，經(jīng)過(guò)彎道Ⅰ后氣流中攜帶著許多小液滴，由圖19可知，通道b段液滴主要集中于底層，而通道c段液滴卻集中在上層。并且彎道Ⅱ中的液滴分布向內(nèi)側(cè)集中，相比彎道Ⅰ，其數(shù)量明顯增加。將圖15、圖19對(duì)比可以看到，當(dāng)流型為分層流時(shí)，由于慣性效應(yīng)的影響，只有彎道Ⅰ處氣流向內(nèi)側(cè)集中，而彎道Ⅱ處的氣流卻偏向于外側(cè)。當(dāng)流型為彌散流時(shí)，彎道Ⅰ、Ⅱ的氣流分布均偏向于內(nèi)側(cè)。表明不同的流型對(duì)氣液兩相的位置分布會(huì)有較大的影響。

圖18 不穩(wěn)定流型 Fig.18 Unstable flow regime (jG=2.389 m·s-1，jL=0.139 m·s-1)

圖19 方案2(上液下氣)：彌散流 Fig.19 Scheme 2(up liquid and down gas): dispersed flow (jG=3.681 m·s-1，jL=0.694 m·s-1)

針對(duì)以上兩種混合方式，通過(guò)氣體體積流量計(jì)得到氣相流量，并計(jì)算相同時(shí)間內(nèi)采集的液相流量，進(jìn)而得到該流型下氣體夾帶液滴的份額，并將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到如下預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式

其中

式中，p1、p2、p3見(jiàn)表1；ecal、eexp分別對(duì)應(yīng)液滴份額的預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值；Δe為液滴含量的相對(duì)偏差。如圖20所示，由式(10)得到的曲線與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合相對(duì)較好，通過(guò)式(11)計(jì)算得到的相對(duì)誤差在±5%以?xún)?nèi)，如圖21所示，進(jìn)一步表明以上關(guān)聯(lián)式可以進(jìn)行很好地預(yù)測(cè)。

表1 系數(shù)p1、p2、p3Table 1 Coefficients of p1，p2and p3

圖20 微小液滴攜帶份額 Fig.20 Share of entrained liquid droplets

3 結(jié)論

本文以空氣、去離子水為兩相介質(zhì)，采用Y型入口，針對(duì)氣液兩種混合方式，利用可視化實(shí)驗(yàn)方法，對(duì)比了蛇形微通道內(nèi)的流動(dòng)特性，并分析二者的不同之處，得到以下結(jié)論。

（1）本實(shí)驗(yàn)對(duì)蛇形微通道觀測(cè)到的穩(wěn)定流型主要有彈狀流、波狀分層流以及彌散流。

圖21 微小液滴份額誤差曲線 Fig.21 Tiny droplets share error curve

（2）不是所有的氣彈頭部、尾部形狀都是規(guī)則的半球形，這與微通道的形狀以及流體的流動(dòng)參數(shù)有關(guān)。在流速比較低的情況下，可以利用圓弧誘導(dǎo)產(chǎn)生彈狀流，該過(guò)程可分為拉伸、斷裂等階段。

（3）不同混合方式下的波狀分層流有著明顯的區(qū)別，相界面的平緩程度以及各相在彎道壁面處的位置分布與此有較大關(guān)系。

（4）高速氣流所攜帶液滴的份額與二者Reynolds數(shù)的比值有關(guān)。

符號(hào)說(shuō)明

Dh——微通道當(dāng)量直徑，mm

e ——?dú)饬鲾y帶微小液滴的份額，%

hi——第i個(gè)梯形區(qū)的上、下底，μm

n ——梯形區(qū)的個(gè)數(shù)

Re ——Reynolds數(shù)

We ——Weber數(shù)

δ ——液膜平均厚度，μm

δi——第i個(gè)梯形區(qū)的等效高度，μm

下角標(biāo)

G ——?dú)庀?/p>

g ——?dú)庀?/p>

L ——液相

l ——液相

w ——壁面

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