李鴻如，陳巖，張勁草，辛公明

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具有不同孔隙率多孔介質(zhì)內(nèi)的蒸發(fā)特性

李鴻如，陳巖，張勁草，辛公明

（山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，山東濟(jì)南 250061）

制作了具有3種不同孔隙率（0.85、0.75和0.60）的多孔鎳粉樣本，并進(jìn)行了毛細(xì)抽吸實(shí)驗(yàn)和蒸發(fā)冷卻實(shí)驗(yàn)（包括穩(wěn)態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)，初始狀態(tài)為干態(tài)和濕態(tài)的冷卻實(shí)驗(yàn)），以探究多孔介質(zhì)抽吸和蒸發(fā)過(guò)程規(guī)律。毛細(xì)抽吸實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)孔隙率大的鎳粉樣本抽吸速率更快，且根據(jù)毛細(xì)單管抽吸實(shí)驗(yàn)和毛細(xì)抽吸理論分析結(jié)果表明：孔隙率大的鎳粉樣本具有更大孔徑是其抽吸速率更快的根本原因。穩(wěn)態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明孔隙率0.85的鎳粉樣本具有最快的蒸發(fā)速率，0.60鎳粉樣本蒸發(fā)速率最慢，這是受到多孔樣本抽吸速率主導(dǎo)的結(jié)果。在初始干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)中，孔隙率為0.85的鎳粉樣本具有最大的瞬態(tài)冷卻熱通量，但要達(dá)到最大冷卻溫度幅度須取得瞬態(tài)冷卻熱流與冷卻時(shí)間的平衡，因此孔隙率0.75樣本冷卻溫度幅度最大。在初始濕態(tài)實(shí)驗(yàn)中，孔隙率為0.85的鎳粉樣本具有最高的燒干溫度和最長(zhǎng)的燒干時(shí)間，表現(xiàn)出最強(qiáng)的抗燒干性能，但是孔隙率0.75樣本劇烈蒸發(fā)過(guò)熱度最小且劇烈蒸發(fā)時(shí)間最長(zhǎng)，最能有效抑制樣本熱端溫度升高。

多孔介質(zhì)；微通道；孔隙率；蒸發(fā)；燒干；表面張力

引 言

多孔介質(zhì)蒸發(fā)問(wèn)題備受關(guān)注，許多研究都表明多孔表面蒸發(fā)傳熱系數(shù)高出光滑表面數(shù)倍，具有明顯優(yōu)勢(shì)[1-3]。很多學(xué)者圍繞多孔介質(zhì)參數(shù)對(duì)其流動(dòng)及蒸發(fā)影響開(kāi)展了數(shù)值模擬研究[4]或?qū)嶒?yàn)研究。李金旺等[5]研究了毛細(xì)壓力與孔隙率對(duì)多孔介質(zhì)抽吸性能的影響，表明毛細(xì)壓力和滲透率共同主導(dǎo)抽吸性能。員盼峰等[6]研究了毛細(xì)壓力和滲透率在多孔介質(zhì)蒸發(fā)中的作用，表明它們共同影響多孔介質(zhì)的回液能力，對(duì)防止多孔介質(zhì)局部燒干現(xiàn)象具有關(guān)鍵作用。張曉杰等[7]研究了多孔介質(zhì)的初始顆粒粒徑對(duì)蒸發(fā)效率的影響，結(jié)果表明不同顆粒粒徑所對(duì)應(yīng)的傳熱系數(shù)隨熱通量變化的規(guī)律并不線性單一。施娟[8]的研究表明多孔介質(zhì)孔隙直徑與數(shù)量對(duì)其內(nèi)部流體流動(dòng)和氣泡生長(zhǎng)及逃逸均具有多重復(fù)合作用，綜合影響蒸發(fā)效率。曹小林等[9]對(duì)雙多孔介質(zhì)蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)的結(jié)果表明存在最佳孔徑使其傳熱系數(shù)和臨界熱通量最大。Kiseev等[10]提出了多孔介質(zhì)最優(yōu)孔徑搭配的計(jì)算方法，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)證明了孔參數(shù)優(yōu)化搭配可使多孔介質(zhì)相變傳熱能力達(dá)到最佳。

多孔介質(zhì)蒸發(fā)有很多應(yīng)用領(lǐng)域，環(huán)路熱管毛細(xì)芯是其典型應(yīng)用之一[11-12]。利用相變換熱和多孔芯的毛細(xì)作用力驅(qū)動(dòng)工質(zhì)循環(huán)流動(dòng)完成熱量傳遞是環(huán)路熱管毛細(xì)芯的主要特點(diǎn)，而孔隙率作為毛細(xì)芯關(guān)鍵參數(shù)影響很大。Wang等[13]通過(guò)調(diào)節(jié)填粉密度對(duì)毛細(xì)芯孔隙率及孔徑等進(jìn)行調(diào)控并實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了孔隙率59%和滲透率1.25×10?13搭配的毛細(xì)芯可使其熱導(dǎo)率、熱容和熱擴(kuò)散率最佳。王野等[14]實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)具有不同孔隙率的3層毛細(xì)芯可以有效降低環(huán)路熱管蒸發(fā)器溫度，減少熱漏，性能優(yōu)于單孔隙率毛細(xì)芯。Ling等[15]研究發(fā)現(xiàn)使用60%孔隙率纖維銅板在蒸發(fā)器側(cè)和70%孔隙率的纖維銅板在補(bǔ)償器側(cè)是室溫范圍內(nèi)最優(yōu)孔隙率搭配，可以得到最低的環(huán)路熱管運(yùn)行溫度和系統(tǒng)熱阻。Franchi等[16]研究指出不同形狀及大小孔的組合并存是保持毛細(xì)芯具有大毛細(xì)抽吸力且維持較大滲透率的關(guān)鍵，對(duì)提高環(huán)路熱管整體性能很有必要。Zan等[17]研究了具有不同孔隙率、孔徑和滲透率毛細(xì)芯的抽吸性能和傳熱性能，結(jié)果表明存在最優(yōu)參數(shù)組合可使環(huán)路熱管在500 W功率下低溫運(yùn)行且保持較低熱阻值。徐計(jì)元等[18]研究通過(guò)添加不同造孔劑得到毛細(xì)芯，實(shí)驗(yàn)表明孔隙率越大，孔徑越小且分布越集中的毛細(xì)芯抽吸性能越優(yōu)異，所以認(rèn)為對(duì)于提高環(huán)路熱管運(yùn)行性能越有利。

多孔介質(zhì)蒸發(fā)問(wèn)題非常復(fù)雜，對(duì)其有影響的參數(shù)變量較多，難以得到統(tǒng)一結(jié)論；且參數(shù)變化研究尚多集中于對(duì)多孔介質(zhì)及其應(yīng)用元件的整體性能，難以總結(jié)獲得單一變量的影響規(guī)律。

本文主要研究具有不同孔隙率的多孔介質(zhì)蒸發(fā)換熱特征規(guī)律，通過(guò)實(shí)驗(yàn)觀察其蒸發(fā)現(xiàn)象，探究單一參數(shù)孔隙率變化時(shí)多孔介質(zhì)蒸發(fā)換熱的特性，以期為優(yōu)化基于多孔介質(zhì)換熱過(guò)程和系統(tǒng)應(yīng)用提供實(shí)驗(yàn)支持。

1 實(shí)驗(yàn)思路和方法

1.1 實(shí)驗(yàn)思路

制備3種具有不同孔隙率的非燒結(jié)鎳粉樣本，分別進(jìn)行毛細(xì)抽吸實(shí)驗(yàn)和冷卻實(shí)驗(yàn)。毛細(xì)抽吸實(shí)驗(yàn)的目的是探究?jī)煞N孔隙率的鎳粉樣本不同的抽吸性能，冷卻實(shí)驗(yàn)的目的則是探究在局部加熱情況下不同孔隙率樣本利用毛細(xì)力驅(qū)動(dòng)工質(zhì)流動(dòng)并對(duì)熱端的冷卻特性。實(shí)驗(yàn)所用鎳粉為加拿大Inco公司生產(chǎn)的T-255型粒徑2.2～2.8 μm和T-123型粒徑3～7 μm的高純鎳粉。采用非燒結(jié)松散粉末有利于精確控制樣本孔隙率，避免了燒結(jié)粉末后體積收縮造成的孔隙率不可控誤差?？刂瓶紫堵实姆椒ㄊ窃谙嗤?guī)格的槽道內(nèi)填充不同質(zhì)量的鎳粉，并通過(guò)施加適當(dāng)壓力得到體積相同的樣本。兩種樣本設(shè)計(jì)尺寸均為××= 40 mm × 4 mm × 2 mm（圖1）。每次樣本制作完后使用電子天平和毫米刻度尺測(cè)其實(shí)際質(zhì)量與外觀尺寸。鎳金屬密度取8.9 g·cm-3。根據(jù)體積和質(zhì)量計(jì)算出樣本孔隙率分別為0.85（以下簡(jiǎn)稱樣本A）、0.75（以下簡(jiǎn)稱樣本B）和0.60（以下簡(jiǎn)稱樣本C）。所制備的樣本為長(zhǎng)且薄的多孔樣本，可以在抽吸實(shí)驗(yàn)中清晰觀察到液體浸潤(rùn)界面的移動(dòng)，從而直接觀察到樣本的濕潤(rùn)或干燥狀態(tài)。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

1.2.1 毛細(xì)抽吸實(shí)驗(yàn) 實(shí)驗(yàn)工質(zhì)選用無(wú)水乙醇。抽吸實(shí)驗(yàn)中通過(guò)升降臺(tái)將裝滿乙醇工質(zhì)的培養(yǎng)皿從下方緩慢靠近垂直放置的待測(cè)樣本。工質(zhì)與樣本接觸時(shí)刻即抽吸開(kāi)始時(shí)刻。整個(gè)抽吸過(guò)程利用高速攝像機(jī)拍攝記錄全程。根據(jù)高速攝像記錄數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)獲得抽吸距離與時(shí)間的關(guān)系。實(shí)驗(yàn)裝置如圖2所示。

1.2.2 粉末冷卻實(shí)驗(yàn) 冷卻實(shí)驗(yàn)分為3種工況：穩(wěn)態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)、粉末初始狀態(tài)為干態(tài)的冷卻實(shí)驗(yàn)和初始狀態(tài)為濕態(tài)的冷卻實(shí)驗(yàn)（以下分別簡(jiǎn)稱為干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)和濕態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)）。穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)?zāi)康氖菧y(cè)試3種樣本的蒸發(fā)速率，干態(tài)實(shí)驗(yàn)的目的是測(cè)試3種樣本在較高溫度下通過(guò)蒸發(fā)作用瞬態(tài)降溫的能力，濕態(tài)實(shí)驗(yàn)的目的是測(cè)試它們?cè)诠┮翰蛔?、持續(xù)加熱條件下的抗燒干能力。

在3組實(shí)驗(yàn)中，鎳粉樣本全部垂直放置。樣本在底部通過(guò)與截面積相同的銅加熱片對(duì)接實(shí)現(xiàn)加熱。加熱功率通過(guò)直流電源和電加熱片實(shí)現(xiàn)調(diào)控。銅加熱片由上至下依次布置1、2和3共3根T形熱電偶。其中1距離鎳粉樣本2 mm，近似看作樣本熱端溫度。加熱片與鎳粉樣本之間涂抹導(dǎo)熱硅酯減小接觸熱阻。加熱裝置包裹絕熱材料以減少其散熱損失，實(shí)驗(yàn)臺(tái)旁邊布置一根熱電偶記錄環(huán)境溫度，外圍則罩有透明有機(jī)玻璃防護(hù)罩以減少外界影響和維持實(shí)驗(yàn)環(huán)境穩(wěn)定。實(shí)驗(yàn)所測(cè)溫度由Fluke采集和記錄，如圖3所示。

穩(wěn)態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)中，加熱功率3.5 W，首先對(duì)鎳粉樣本加熱。加熱片1溫度持續(xù)上升，達(dá)到穩(wěn)定后暫停加熱，待1降到110℃后重新開(kāi)始加熱。當(dāng)1達(dá)到110℃時(shí)從樣本上方用注射器對(duì)其加入無(wú)水乙醇。之后乙醇被抽吸到樣本底端并通過(guò)蒸發(fā)作用開(kāi)始對(duì)熱端降溫。實(shí)驗(yàn)中保持乙醇工質(zhì)足量供應(yīng)，直到1下降達(dá)到穩(wěn)定為止。達(dá)到穩(wěn)定蒸發(fā)后，通過(guò)測(cè)量單位時(shí)間內(nèi)所蒸發(fā)乙醇體積計(jì)算工質(zhì)穩(wěn)定蒸發(fā)速率

干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)操作步驟與穩(wěn)態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)基本相同，唯一不同之處在待1達(dá)到110℃后只對(duì)樣本滴加定容積0.3 ml無(wú)水乙醇。之后乙醇被抽吸到樣本底端并通過(guò)蒸發(fā)作用開(kāi)始對(duì)熱端進(jìn)行降溫，實(shí)驗(yàn)可以觀察到被浸潤(rùn)的樣本顯現(xiàn)出明顯不同于干燥樣本的深灰色。加熱持續(xù)進(jìn)行直到所有乙醇通過(guò)表面被蒸干，即樣本表面再次變成干態(tài)為止，此時(shí)觀察到樣本顏色重新變回淺灰色。乙醇被蒸干時(shí)1溫度已經(jīng)接近120℃，然后暫停加熱使1降溫至110℃之下，重復(fù)此過(guò)程3次。

濕態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)中，鎳粉樣本首先自上向下抽吸0.3 ml乙醇工質(zhì)使之完全浸潤(rùn)，觀察到浸潤(rùn)后的樣本表面呈深灰色。然后對(duì)樣本施加3.5 W加熱功率，直至樣本表面變回淺灰色，所含乙醇被完全蒸干為止。重新制備相同參數(shù)樣本后重復(fù)此過(guò)程。

實(shí)驗(yàn)所用高速攝像設(shè)置為每秒拍攝24幀圖像，即圖像捕捉最小時(shí)間間隔0.04 s，實(shí)驗(yàn)中時(shí)間讀取最小間隔為0.5 s，最大相對(duì)誤差8%；實(shí)驗(yàn)用電子天平最小稱量分度0.01 g，最小稱量質(zhì)量3.4 g，最大相對(duì)誤差3.4%；T形熱電偶最大測(cè)量誤差為±0.5℃，最小測(cè)量溫度為20℃，最大相對(duì)誤差2.5%；流動(dòng)距離最大測(cè)量誤差為0.25 mm，由于工質(zhì)流動(dòng)前5 mm受入口效應(yīng)影響明顯不予分析，且被舍棄流動(dòng)部分?jǐn)?shù)據(jù)不影響實(shí)驗(yàn)結(jié)論的正確性。數(shù)據(jù)從5 mm后開(kāi)始分析，最大相對(duì)誤差5%；被舍棄的前5 mm流動(dòng)所用時(shí)間均小于3.5 s，相對(duì)于最小流動(dòng)全程時(shí)間114 s，相對(duì)誤差為3%。為獲得有效實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，每組實(shí)驗(yàn)都進(jìn)行了獨(dú)立重復(fù)實(shí)驗(yàn)以保證結(jié)果的重復(fù)性和準(zhǔn)確性。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 抽吸實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖4為工質(zhì)被樣本抽吸過(guò)程樣本表面被浸潤(rùn)所產(chǎn)生的液面前鋒。圖5所示為通過(guò)高速攝像所觀測(cè)記錄和統(tǒng)計(jì)得到的兩類樣本的曲線。從圖中可以看出，樣本A、B、C在相同時(shí)間內(nèi)抽吸距離依次減小，即抽吸速度依次降低，達(dá)到最終抽吸距離的時(shí)間也依次變長(zhǎng)。

式(2)表明，微通道內(nèi)的毛細(xì)流動(dòng)距離與通道半徑的1/2次方呈正比關(guān)系，即通道半徑越大，工質(zhì)流動(dòng)速度越快[30]。第4階段毛細(xì)流動(dòng)由Zhmud等[31]給出了近似顯式解，同樣表明在未迫近毛細(xì)抽吸平衡長(zhǎng)度的區(qū)間內(nèi)（即本實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)），流動(dòng)距離（速度）與通道半徑是正相關(guān)的。

也即以第3、4階段主導(dǎo)的毛細(xì)流動(dòng)在未迫近平衡高度前，流動(dòng)距離總與通道半徑呈正相關(guān)。為驗(yàn)證這個(gè)結(jié)論，進(jìn)行了單管抽吸實(shí)驗(yàn)，采用長(zhǎng)90 mm、內(nèi)徑分別為0.1和0.2 mm的石英玻璃管，測(cè)試其在豎直放置時(shí)的抽吸水工質(zhì)特性。

圖6給出了內(nèi)徑為0.1和0.2 mm的單管豎直抽吸距離與時(shí)間的關(guān)系?？梢钥闯鲈诹鲃?dòng)距離未迫近抽吸平衡高度之前（約70 mm前），0.2 mm單管的抽吸速度從一開(kāi)始就高于0.1 mm單管的抽吸速度，而且差距逐漸拉大。

對(duì)比圖5、圖6可以看出，大孔隙率的樣本相比于小孔隙率樣本，可對(duì)應(yīng)于大直徑的0.2 mm單管對(duì)比于0.1 mm的單管，都具有更快的抽吸速度和更多的抽吸量。這說(shuō)明大孔隙率樣本內(nèi)部孔隙空間相對(duì)更大，比小孔隙率樣本具有更大的平均當(dāng)量孔徑，因此大孔隙率樣本可以更快抽吸工質(zhì)，且抽吸量更多。

2.2 穩(wěn)態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖7為樣本A在穩(wěn)態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)中的溫度變化趨勢(shì)。由圖可知乙醇工質(zhì)對(duì)樣本底端有明顯降溫作用，至降溫結(jié)束達(dá)到穩(wěn)態(tài)蒸發(fā)后，平均降溫幅度為19.0℃。樣本B，C溫度變化趨勢(shì)與樣本A相同，降溫幅度分別為16.8和7.0℃。可以看出3種樣本降溫幅度隨孔隙率降低而降低。經(jīng)式(1)計(jì)算，樣本A、B、C的穩(wěn)態(tài)蒸發(fā)熱通量分別為60、56和41 kW?m-2（穩(wěn)態(tài)蒸發(fā)溫度分別為97、101和109℃），呈現(xiàn)出隨孔隙率減小依次遞減的趨勢(shì)。這與3種樣本在抽吸實(shí)驗(yàn)中表現(xiàn)出的抽吸速率規(guī)律一致。這表明本實(shí)驗(yàn)中3種多孔樣本穩(wěn)態(tài)蒸發(fā)速率受限于抽吸工質(zhì)的速率，孔隙率大的多孔材料因具有更快從冷端補(bǔ)充工質(zhì)的速率而具有更強(qiáng)的蒸發(fā)冷卻能力。

2.3 干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖8為樣本A的干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)得到1、2和3溫度隨時(shí)間的變化曲線。

可以看出加熱開(kāi)始后1、2和3迅速上升，至1達(dá)到約120℃以后暫停加熱使1降溫至110℃后再恢復(fù)加熱并對(duì)鎳粉樣本滴加乙醇。滴加乙醇時(shí)刻即是干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)起點(diǎn)。由于乙醇工質(zhì)被抽吸到底部需要一定時(shí)間，所以待乙醇被樣本抽吸至底端，1已上升至110℃以上（此時(shí)溫度達(dá)到最高，記作h，對(duì)應(yīng)時(shí)間記為h），然后在乙醇的蒸發(fā)作用下1開(kāi)始迅速下降。1下降到最低溫度（記作T）以后，溫度又重新上升。待1上升到一定值后觀察到樣本底端開(kāi)始出現(xiàn)燒干現(xiàn)象，即出現(xiàn)明顯的干態(tài)和濕態(tài)粉末的分界線（記此時(shí)的溫度為臨界溫度c，時(shí)間是臨界時(shí)間c）。然后干濕態(tài)界限逐漸上移，1溫度也不斷升高。直到界限上移到樣本頂端，樣本被完全燒干，認(rèn)為一次重復(fù)實(shí)驗(yàn)完成。暫停加熱待1下降到110℃后再重新開(kāi)始加熱進(jìn)行第2次重復(fù)實(shí)驗(yàn)。每個(gè)樣本如此重復(fù)冷卻實(shí)驗(yàn)至少3次。

圖9和圖10為樣本B、C的冷卻實(shí)驗(yàn)曲線，變化趨勢(shì)與樣本A相似。圖11為根據(jù)一維傅里葉導(dǎo)熱定律=?d/d計(jì)算得到的流過(guò)銅加熱片的熱通量。計(jì)算中取108.9 W?m-1?K-1，d/d采用1、2和3之間平均溫度梯度。表1給出了樣本A、B、C的重復(fù)實(shí)驗(yàn)統(tǒng)計(jì)結(jié)果，每個(gè)樣本的冷卻實(shí)驗(yàn)至少重復(fù)3次，表中數(shù)據(jù)為多次實(shí)驗(yàn)結(jié)果的平均數(shù)據(jù)。

表1 樣本A,B,C干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)結(jié)果匯總

?HF是銅加熱片上由乙醇工質(zhì)蒸發(fā)引起的最大熱通量差（開(kāi)始滴加乙醇工質(zhì)時(shí)的熱通量與最大熱通量之間的差值）。由表1可知熱通量增長(zhǎng)幅度隨孔隙率減小而減小，表明大孔隙率樣本由于抽吸工質(zhì)速率快而具有更強(qiáng)的瞬態(tài)降溫能力，即大孔隙率樣本具有更強(qiáng)的抽吸能力可以將冷量更快輸運(yùn)到加熱端。但是因?yàn)榈渭右掖脊べ|(zhì)總量一定，樣本A也因此具有最短的降溫時(shí)間h-t。表1顯示樣本A雖然瞬態(tài)降溫能力最強(qiáng)，但是由于其過(guò)短的降溫時(shí)間導(dǎo)致其降溫幅度h?T低于樣本B。樣本C雖然具有最長(zhǎng)的降溫時(shí)間，但是受限于其過(guò)低的降溫能力，因此降溫幅度h?T最低。樣本B在樣本A、C之間取得平衡，因此降溫幅度最大。

表1表明臨界時(shí)間c隨孔隙率減小而增加。這是因?yàn)榇罂紫堵蕵颖驹谒矐B(tài)冷卻過(guò)程中蒸發(fā)了更大量的乙醇工質(zhì)，且大的孔隙結(jié)構(gòu)有利于蒸氣的逸出到環(huán)境中，因此會(huì)更早出現(xiàn)燒干。

綜上所述，多孔材料瞬態(tài)冷卻能力隨孔隙率增加而增大，但相應(yīng)冷卻時(shí)間卻縮短，被燒干時(shí)間也會(huì)變短。要達(dá)到最大的降溫幅度，需取得冷卻能力與冷卻時(shí)間的平衡。本實(shí)驗(yàn)中孔隙率0.75樣本冷卻幅度最大，冷卻效果最佳。

2.4 濕態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖12為樣本A、B、C在濕態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)中1的變化趨勢(shì)。隨著加熱進(jìn)行，乙醇工質(zhì)通過(guò)樣本外表面持續(xù)發(fā)生自然蒸發(fā)，但是自然蒸發(fā)所帶走熱量小于輸出熱量，所以3種樣本1溫度均持續(xù)上升。樣本B在1為85℃左右出現(xiàn)一段停滯或緩慢上升階段，樣本A在95℃左右出現(xiàn)停滯或緩慢上升階段，樣本C全程未出現(xiàn)此階段。停滯或緩慢上升階段是由于樣本中的乙醇工質(zhì)超過(guò)沸點(diǎn)、達(dá)到一定過(guò)熱度并發(fā)生了劇烈蒸發(fā)使加熱端達(dá)到熱平衡所致。由圖可知樣本B達(dá)到劇烈蒸發(fā)的過(guò)熱度最小，且劇烈蒸發(fā)維持時(shí)間最長(zhǎng)。因此整體運(yùn)行溫度最低。樣本A達(dá)到劇烈蒸發(fā)時(shí)過(guò)熱度較高，且維持劇烈蒸發(fā)時(shí)間較短。樣本C未出現(xiàn)明顯劇烈蒸發(fā)現(xiàn)象。之后1又開(kāi)始快速上升，樣本底端被觀察到出現(xiàn)干態(tài)粉末時(shí)溫度和時(shí)間分別記為臨界溫度c、臨界時(shí)間c。

加熱持續(xù)進(jìn)行直到樣本被完全變成干態(tài)，實(shí)驗(yàn)完成。由圖可知由于3種樣本蒸發(fā)條件非常接近，所以可以得到非常相近的終止溫度。

3種樣本的濕態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)各進(jìn)行3次，對(duì)每次實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，見(jiàn)表2。

表2 樣本A,B,C濕態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)結(jié)果匯總

從表中可以看出樣本A的c和c都高于樣本B和C，這是因?yàn)闃颖続具有最快的抽吸速率，可以快速補(bǔ)充液態(tài)乙醇工質(zhì)到加熱端，更加長(zhǎng)久地維持樣本自身濕潤(rùn)，推遲燒干極限的到來(lái)。樣本C因抽吸速率最慢，補(bǔ)充乙醇工質(zhì)到加熱端的能力不足，因此最容易被燒干，且燒干溫度較低。樣本B因具有最低的劇烈蒸發(fā)過(guò)熱度和最長(zhǎng)的劇烈蒸發(fā)時(shí)間，因此乙醇蒸發(fā)速率最快，蒸發(fā)量最大。又因?yàn)橄啾扔跇颖続具有較小的抽吸速率，無(wú)法充分補(bǔ)充乙醇工質(zhì)到加熱端，所以燒干現(xiàn)象出現(xiàn)更早。

綜上所述，樣本A具有最高的臨界溫度和臨界時(shí)間，表現(xiàn)出最強(qiáng)的抗燒干能力。樣本B雖然較早地出現(xiàn)燒干現(xiàn)象，但是由于其具有最低劇烈蒸發(fā)過(guò)熱度與最長(zhǎng)劇烈蒸發(fā)時(shí)間，在濕態(tài)實(shí)驗(yàn)中整體運(yùn)行溫度是最低的。

3 結(jié) 論

通過(guò)抽吸實(shí)驗(yàn)和冷卻實(shí)驗(yàn)研究了具有不同孔隙率的多孔樣本的蒸發(fā)換熱特性?；趯?shí)驗(yàn)，得出主要結(jié)論如下。

（1）大孔隙率多孔材料抽吸工質(zhì)速率更快，抽吸量更大。這是由于大孔隙率材料具有大的孔徑，更有利于提高工質(zhì)抽吸速率。

（2）多孔材料穩(wěn)態(tài)蒸發(fā)速率隨孔隙率增大而增大，這是由多孔材料的抽吸速率所主導(dǎo)的。

（3）多孔材料在干態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)中的瞬態(tài)冷卻能力隨孔隙率增大而增大，但相應(yīng)冷卻時(shí)間卻隨孔隙率增大而減小。要達(dá)到最大的冷卻幅度，須取得冷卻能力和冷卻時(shí)間的平衡。本實(shí)驗(yàn)表明0.75孔隙率多孔樣本冷卻幅度最大，冷卻效果最佳。

（4）多孔材料在濕態(tài)冷卻實(shí)驗(yàn)中的燒干時(shí)間隨孔隙率增大而增大，即大孔隙率多孔樣本具有更強(qiáng)的推遲燒干現(xiàn)象到來(lái)的能力。但是本實(shí)驗(yàn)中0.75孔隙率多孔材料具有最低的劇烈蒸發(fā)過(guò)熱度和最長(zhǎng)的劇烈蒸發(fā)時(shí)間，整體運(yùn)行溫度最低，表現(xiàn)出最好的抑制熱端溫度上升的效果。其相關(guān)機(jī)理與調(diào)控還需更多實(shí)驗(yàn)研究。

符 號(hào) 說(shuō) 明

cp——比定壓熱容，kJ?kg-1?K-1 g——重力加速度，m?s-2 h——流動(dòng)距離，mm q——熱通量，W?m?2 R——孔半徑或管半徑，mm Tc——臨界溫度，℃ Th, Tl——最高溫度和最低溫度，℃ t——時(shí)間，s tc——臨界時(shí)間，s th, tl——最高溫度和最低溫度的對(duì)應(yīng)時(shí)間點(diǎn)，s γ——汽化潛熱，kJ?kg-1 θ——接觸角，(°) λ——熱導(dǎo)率，W?m-1?K-1 μ——?jiǎng)恿︷ざ?，Pa?s ρ——密度，kg?m-3 σ——表面張力系數(shù)，N?m-1 下角標(biāo) c——臨界點(diǎn) h——最高點(diǎn) l——最低點(diǎn)

References

[1] 扈本學(xué), 徐彥峰, 蘇光輝, 等. 水平窄縫內(nèi)多孔介質(zhì)傳熱特性研究[J]. 原子能科學(xué)技術(shù), 2009, 43(5): 431-434. HU B X, XU Y F, SU G H,. Characteristics of heat transfer for narrow gap on horizontal heated surface with porous media[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2009, 43(5): 431-434.

[2] 左少華, 趙曉玥, 王杰陽(yáng), 等. 鋁基Al2O3納米多孔表面大容積池沸騰實(shí)驗(yàn)[J]. 化工進(jìn)展, 2015, 34(5): 1254-1258. ZUO S H, ZHAO X Y, WANG J Y,. Experimental study on pool boiling of aluminum base Al2O3nano-porous surface[J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2015, 34(5): 1254-1258.

[3] 劉阿龍, 徐宏, 王學(xué)生, 等. 復(fù)合粉末多孔表面管的沸騰傳熱[J]. 化工學(xué)報(bào), 2006, 57(4): 726-730. LIU A L, XU H, WANG X S,. Boiling heat transfer on composite powder porous surface tubes[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2006, 57(4): 726-730.

[4] 馬強(qiáng), 陳俊, 陳振乾. 分形多孔介質(zhì)傳熱傳質(zhì)過(guò)程的格子Boltzmann模擬[J]. 化工學(xué)報(bào), 2014, 65(s1): 180-187. MA Q, CHEN J, CHEN Z Q. Lattice Boltzmann simulation for heat and mass transfer in fractal porous media[J]. CIESC Journal, 2014, 65(s1): 180-187.

[5] 李金旺, 鄒勇, 程林. 多孔結(jié)構(gòu)毛細(xì)抽吸模型及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2011, 31(11): 57-61. LI J W, ZOU Y, CHENG L. Development and experimental verification of capillary pumping model for porous structure[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(11): 57-61.

[6] 員盼鋒, 史琳, 晉中華, 等. 薄層多孔層內(nèi)池沸騰液體回流機(jī)理分析[J]. 發(fā)電設(shè)備, 2013, 27(5): 307-310. YUAN P F, SHI L, JIN Z H,. Mechanism analysis of pool-boiling liquid backflow in thin porous coatings[J]. Power Equipment, 2013, 27(5): 307-310.

[7] 張曉杰, 朱彥雷, 白博峰, 等. 多孔球?qū)觾?nèi)沸騰現(xiàn)象與傳熱特性研究[C]// 2007多相流學(xué)術(shù)會(huì)議, 2007. ZHANG X J, ZHU Y L, BAI B F,. Boiling observation and heat transfer characteristics analysis in porous spherical layer[C]// 2007 Multiphase Flow Conference, 2007.

[8] 施娟. 泡沫金屬?gòu)?qiáng)化沸騰傳熱過(guò)程的研究[D]. 南京: 東南大學(xué), 2015. SHI J. Study on boiling heat transfer enhancement with metal foams[D]. Nanjing: Southeast University, 2015.

[9] 曹小林, 鄭平, 晏剛, 等. 燒結(jié)雙多孔介質(zhì)中沸騰換熱的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 宇航學(xué)報(bào), 2004, 25(6): 690-693. CAO X L, ZHENG P, YAN G,. An experimental study on evaporative heat transfer in bi-dispersed wick structures[J]. Journal of Astronautics, 2004, 25(6): 690-693.

[10] KISEEV V M, VLASSOV V V, MURAOKA I. Optimization of capillary structures for inverted meniscus evaporators of loop heat pipes and heat switches[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2010, 53(9/10): 2143-2148.

[11] MAYDANIK Y F. Loop heat pipes[J]. Applied Thermal Engineering, 2005, 25(5/6): 635-657.

[12] LAUNAY S, SARTRE V, BONJOUR J. Parametric analysis of loop heat pipe operation: a literature review[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2007, 46(7): 621-636.

[13] WANG D Z, WANG X Y, ZHOU P,. Influence of packing density on performance of porous wick for LHP[J]. Powder Technology, 2014, 258(258): 6-10

[14] 王野, 紀(jì)獻(xiàn)兵, 鄭曉歡, 等. 多尺度復(fù)合毛細(xì)芯環(huán)路熱管的傳熱特性[J]. 化工學(xué)報(bào), 2015, 66(6): 2055-2061. WANG Y, JI X B, ZHENG X H,. Heat transfer characteristics of loop heat pipe with modulated composite porous wick[J]. CIESC Journal, 2015, 66(6): 2055-2061.

[15] LING W S, ZHOU W, LIU R L,. Thermal performance of loop heat pipe with porous copper fiber sintered sheet as wick structure[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 108: 251-260.

[16] FRANCHI G, HUANG X. Development of composite wicks for heat pipe performance enhancement[J]. Heat Transfer Engineering, 2008, 29(10): 873-884.

[17] ZAN K J, ZAN C J, CHEN Y M,. Analysis of the parameters of the sintered loop heat pipe[J]. Heat Transfer — Asian Research, 2004, 33(8): 515-526.

[18] 徐計(jì)元, 鄒勇, 程林, 等. 燒結(jié)鎳毛細(xì)芯的孔參數(shù)控制及其對(duì)抽吸性能的影響[J]. 化工學(xué)報(bào), 2012, 63(2): 463-469. XU J Y, ZOU Y, CHENG L,. Control of pore parameters and influence on capillary pumping performance of sintered nickel wicks[J]. CIESC Journal, 2012, 63(2): 463-469.

[19] WASHBURN E W. The dynamics of capillary flow[J]. Physical Review, 1921, 17(3): 273-283.

[20] CHEBBI R. Dynamics of liquid penetration into capillary tubes[J]. Journal of Colloid & Interface Science, 2007, 315(1): 255-260.

[21] EXTRAND C W. Forces, pressures and energies associated with liquid rising in nonuniform capillary tubes[J]. Journal of Colloid & Interface Science, 2015, 450: 135-140. .

[22] MARTIC G, GENTNER F, SEVENO D,. A molecular dynamics simulation of capillary imbibition[J]. Langmuir, 2002, 18(21): 7971-7976.

[23] FRIES N, DREYER M. The transition from inertial to viscous flow in capillary rise[J]. Journal of Colloid & Interface Science, 2008, 327(1): 125-128.

[24] FRIES N, DREYER M. An analytic solution of capillary rise restrained by gravity[J]. Journal of Colloid & Interface Science, 2008, 320(1): 259-63

[25] QUERE D. Inertial capillarity[J]. Europhysics Letters, 1997, 39(5): 533-538.

[26] ANDRUKH T, MONAENKOVA D, RUBIN B,. Meniscus formation in a capillary and the role of contact line friction[J]. Soft Matter, 2013, 10(4): 609-615.

[27] BOSANQUET C H. LV. On the flow of liquids into capillary tubes[J]. Philosophical Magazine, 1923, 45(267): 525-531.

[28] ICHIKAWA N, SATODA Y. Interface dynamics of capillary flow in a tube under negligible gravity condition[J]. Journal of Colloid & Interface Science, 1994, 162(2): 350-355.

[29] LUCAS R. Rate of capillary ascension of liquids[J]. Kolloid- Zeitschrift, 1918, 23: 15-22

[30] TAS N R, HANEVELD J, JANSEN H V,. Capillary filling speed of water in nanochannels[J]. Applied Physics Letters, 2004, 85(15): 3274-3276.

[31] ZHMUD B V, TIBERG F, HALLSTENSSON K. Dynamics of capillary rise[J]. Journal of Colloid & Interface Science, 2000, 228(2): 263.

Evaporation in porous media with different porosity

LI Hongru, CHEN Yan, ZHANG Jingcao, XIN Gongming

(School of Energy and Power Engineering, Shandong University, Jinan 250061, Shandong, China)

To investigate the evaporation characteristics of porous media with different porosity, 2 pressed slice samples composed of nickel powder are manufactured with porosities 0.85, 0.75 and 0.60 (named sample A,B and C). The slice samples are long and thin that the wetting frontier movement can be clearly visible during suction. The samples were firstly used in suction experiments in which ethanol penetration was recorded by a high-speed camera. The results show that the sample with larger porosity has higher suction rate. It is because that porous media with larger porosity have larger pore sizes, which can promote the suction rate according to theoretical analysis. Next the samples were heated with constant heat load to test their cooling ability and research their heat transfer efficiency by evaporation. Heating experiments were separated into 3 parts: steady state-cooling, dry-cooling and wet-cooling. Steady state-cooling results show that larger porosity sample has higher evaporation rate mainly due to its higher suction ability. Dry-cooling is aimed to compare samples’ transient cooling ability. The results indicate that the highest heat flux caused by evaporation belongs to sample A while its cooling time is the shortest. Although sample C keeps cooling for the longest, its limited evaporation heat flux constrains its cooling degree. Sample B, with both modest evaporation heat flux and cooling time decreases the heater temperature most. In wet-cooling test (on purpose of testing samples’ performance in dry-out condition), sample A keeps itself wet for the longest time and has the highest dry-out temperature, representing the best ability to avoid dry-out phenomenon. Sample B shows relative low superheat degree and the longest time in intensive evaporation, resulting in its overall working temperature being the lowest.

porous media; microchannels; porosity; evaporation; dryout; interfacial tension

10.11949/j.issn.0438-1157.20170134

TQ 028.8

A

0438—1157（2017）09—3380—08

2017-02-13收到初稿，2017-05-09收到修改稿。

辛公明。

李鴻如（1992—），男，碩士研究生。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51641607）。

2017-02-13.

Prof. XIN Gongming, xingm@sdu.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51641607).