楊鵬，胡士松，劉廣飛，張偉，孫東亮，宇波

（1北京計算機技術(shù)及應(yīng)用研究所，北京100854；2北京石油化工學(xué)院機械工程學(xué)院，深水油氣管線關(guān)鍵技術(shù)與裝備北京市重點實驗室，北京102617；3華北電力大學(xué)能源動力與機械工程系，北京102206）

微通道是特征尺寸在微米到亞毫米量級的通道，微通道較大的比表面積和較小的熱慣性使其具有較高的熱質(zhì)傳輸效率。自Pease和Tuckerman[1]提出微通道換熱器概念以來，國內(nèi)外學(xué)者圍繞微通道內(nèi)單相及相變換熱機理[2]、強化換熱技術(shù)[3]以及微通道換熱設(shè)備[4]等開展了大量的研究工作。其中，微通道單相對流換熱研究主要集中在通過優(yōu)化通道幾何構(gòu)型、表面微結(jié)構(gòu)以及增大泵功等實現(xiàn)增大換熱系數(shù)并減小強化傳熱所導(dǎo)致的阻力增加，其強化傳熱的基本原理包括增加主流區(qū)的流體擾動以及調(diào)控近壁區(qū)的熱邊界層等[5]。與微通道單相對流換熱相比，微通道相變傳熱過程中由于發(fā)生氣液相變的潛熱交換，其傳熱系數(shù)較單相對流換熱可提高一個量級以上。因此，基于微通道相變換熱的高效冷卻技術(shù)在電池?zé)峁芾韀6]、高熱流芯片冷卻[7]等領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用前景。然而，由于微通道內(nèi)流動沸騰換熱存在流動不穩(wěn)定性[8]以及臨界熱流密度[9]等問題，限制了推廣應(yīng)用。微通道內(nèi)流動沸騰的典型流型結(jié)構(gòu)如圖1所示，微通道內(nèi)一旦產(chǎn)生核化氣泡，便很快生長到整個通道截面，由于受通道壁面的限制，氣泡僅能沿通道長度方向生長，形成狹長的延伸氣泡流，氣泡在急劇膨脹過程中，造成通道內(nèi)流動不穩(wěn)定，甚至將上游來流液體排擠出通道，引發(fā)通道下游局部缺液發(fā)生傳熱惡化，在普通的并聯(lián)微通道中，這種受限空間內(nèi)氣泡沿通道方向的急劇膨脹還會引起并聯(lián)通道之間的流量分布不均及局部熱應(yīng)力等問題[10]。

為強化傳熱和抑制流動不穩(wěn)定性，Kalani和Kandlikar[11]提出了一種頂部連通型微通道換熱器結(jié)構(gòu)，并指出這種結(jié)構(gòu)在微通道上方增加了額外的蒸汽流動和壓力平衡空間，可有效降低流動阻力和抑制流動不穩(wěn)定性。Yin等[12-13]在銅塊表面制作了頂部連通型微通道結(jié)構(gòu)，他們發(fā)現(xiàn)盡管微通道內(nèi)表面張力起主導(dǎo)作用，頂部連通型微通道中仍存在汽液分層流動，并且流動穩(wěn)定性顯著提高。趙亞東等[14]研究了頂部連通型微通道內(nèi)流動沸騰換熱特性，發(fā)現(xiàn)了傳熱系數(shù)較普通并聯(lián)微通道換熱系數(shù)顯著提升，并且換熱系數(shù)隨干度變化呈3種典型趨勢，鑒別出了由量綱為1的沸騰數(shù)主導(dǎo)的核態(tài)沸騰、兩相強制對流以及膜態(tài)沸騰這3種傳熱模式。為進一步提升頂部連通型微通道換熱器相變換熱性能，本文創(chuàng)新性提出了一種具有多尺度微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的頂部連通型微通道換熱結(jié)構(gòu)，微納復(fù)合多尺度表面結(jié)構(gòu)不僅改變加熱表面的核化穴分布，同時還可通過多尺度孔隙產(chǎn)生的毛細(xì)驅(qū)動效應(yīng)實現(xiàn)近壁區(qū)水動力學(xué)特性調(diào)控[15]，從而實現(xiàn)相變換熱性能大幅提升，這對于高效微通道相變換熱器的設(shè)計和運行均具有重要的科學(xué)意義。

1 實驗系統(tǒng)

1.1 實驗件結(jié)構(gòu)設(shè)計

圖1 微通道蒸發(fā)器內(nèi)的典型流型發(fā)展過程（主流方向為由左向右）

圖2 實驗件結(jié)構(gòu)設(shè)計

如圖2所示，頂部連通型微通道是通過在常規(guī)并聯(lián)微通道（RMC）的頂部蓋板與微通道之間設(shè)置橫向連通區(qū)域（TCMC），不同微通道之間在頂部彼此連通，使得微通道內(nèi)氣泡生長過程中氣液界面能夠在沿流動以及垂直流動方向上膨脹，可減緩常規(guī)通道內(nèi)由于氣泡核化生長過程不同步導(dǎo)致的壓力不平衡和流量脈動等問題。本文創(chuàng)新性地在TCMC的整個微通道表面上制備Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)，形成具有多尺度微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的頂部連通型微通道（TCMC-Ni/Ag），Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)有望顯著改善氣泡的動力學(xué)特性和氣液兩相分布特性，從而強化傳熱。

1.2 實驗件制備及結(jié)構(gòu)裝配

實驗件均采用紫銅基底加工，首先采用5000#砂紙將紫銅表面拋光，然后利用激光刻蝕技術(shù)在紫銅基底表面上刻蝕長寬高分別為18mm×0.4mm×0.8mm、通道之間肋壁厚度也為0.4mm的11條并聯(lián)微通道（RMC）；對于TCMC，首先在拋光的紫銅表面上采用激光刻蝕出長寬深分別為18mm×8.4mm×0.4mm的頂部連通區(qū)域，然后在該連通區(qū)域底面上繼續(xù)刻蝕出長寬高18mm×0.4mm×0.4mm、間距為0.4mm的11條并聯(lián)微通道。Ni/Ag-TCMC通過采用電刷鍍技術(shù)[15]在TCMC型微通道表面上刷鍍Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)制備。電刷鍍工藝過程主要包括表1所示的4個步驟，即工件的清洗、過渡層的沉積、Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)的沉積以及烘干等，復(fù)合電鍍液的濃度、刷鍍速度以及刷鍍時間等均對制備的微結(jié)構(gòu)形貌及鍍層厚度等產(chǎn)生顯著影響[16]。本實驗采用的電刷鍍工藝參數(shù)以及電凈液、特殊鎳及快速鎳溶液等組分濃度見表2[17]。納米銀/快速鎳復(fù)合溶液由粒徑為20nm的納米銀溶液（北京德科島金科技有限公司）和快速鎳配比而成，其組分濃度見表3。

實驗件裝配圖、實物圖以及TCMC型微通道剖面如圖3所示。微通道頂部蓋板均采用耐熱石英玻璃，以便于對實驗段內(nèi)流動沸騰的流型結(jié)構(gòu)進行可視化研究。采用4根安裝在銅塊底部的電加熱棒作為模擬熱源對實驗件進行加熱，加熱棒直徑為12mm，長度為64mm，額定功率為220W，整個實驗件外部采用聚四氟乙烯外殼包裹，從而減少實驗段的散熱損失，確保熱量能夠沿著實驗件高度方向進行一維傳導(dǎo)。在位于上方的四氟外殼上沿流動方向布置8個測溫孔和2個測壓孔，測溫孔內(nèi)插入直徑為1mm、測溫精度為±0.5℃的K型熱電偶，用以測量熱流以及沿程溫度，繼而根據(jù)一維傅里葉導(dǎo)熱定律中熱流與溫度梯度的關(guān)系確定微通道底部的沿程壁面溫度[17]。

表1 Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)制備工藝及參數(shù)

表2 電刷鍍工藝采用的實驗試劑

表3 納米銀/快速鎳復(fù)合溶液

1.3 實驗系統(tǒng)

實驗系統(tǒng)如圖4所示，儲液罐中的工質(zhì)由蠕動泵抽出，經(jīng)流量計測流量后，通過預(yù)熱器加熱到一定的過冷度，之后流入實驗段被加熱發(fā)生相變換熱，實驗段出口的蒸汽經(jīng)冷凝器冷凝后回流到儲液罐中完成一個完整循環(huán)。實驗過程中微通道內(nèi)的氣泡動力學(xué)及流型轉(zhuǎn)換特性由置于實驗段上方的高速攝像機拍攝，實驗段進出口的溫度、沿程溫度分布以及進出口壓力分別由K型熱電偶和壓力變送器進行測量，并經(jīng)數(shù)據(jù)采集儀采集后儲存入電腦進行后處理。

圖3 實驗件裝配圖

圖4 實驗裝置

1.4 數(shù)據(jù)處理及不確定度分析

由于微通道入口處工質(zhì)為過冷液體，工質(zhì)進入微通道后存在單相換熱區(qū)和相變換熱區(qū)，因此可以把整個有效加熱面積沿流動方向分為兩個區(qū)域，分別為單相對流換熱流區(qū)和兩相相變換熱區(qū)。假設(shè)加熱量沿流動方向均勻分布，通過能量守恒方程可以計算出單相流區(qū)的長度（Ls，m），見式(1)。

式中，m為質(zhì)量流量，kg/s；hs為飽和工質(zhì)的焓值、hin為入口工質(zhì)的焓值，kJ/kg；Lh為微通道的長度，m；η為熱效率，由單相對流換熱的熱平衡得到功率與效率的關(guān)系，外推計算得到相變換熱的平均熱效率為91%；Q為加熱功率，kW。

在單相對流區(qū)，假定液體的溫度沿流動方向線性分布，則液體溫度（Tfx，℃）可以通過式(2)得到。

式中，Tin為工質(zhì)入口溫度、Ts為工質(zhì)飽和溫度，℃；Lx為所求溫度點距離入口的長度，Ls為單相對流換熱區(qū)的長度，m。在氣液兩相共存區(qū)，采用實驗段進出口的平均壓力作為飽和壓力來確定飽和溫度及其飽和焓值。

實驗段局部沿程換熱系數(shù)[hx，kW/(m2·K)]由牛頓冷卻定律計算得到，見式(3)。

式中，q為熱流密度，kW/m2；Twx為該點的壁溫、Tfx為與該點相對應(yīng)的液體溫度，℃。

實驗參數(shù)的不確定度包括直接測量參數(shù)的不確定度和間接參數(shù)的不確定度。直接測量參數(shù)包括熱電偶和壓力傳感器直接測得溫度、壓力等，主要由測量傳感器的誤差確定，即對于直接測量參數(shù)Yi，可按式(4)計算。

式中，Yi為測量量的真實值；yi為實際測量值；dy為被測量的不確定度。對于間接測量參數(shù)如傳熱系數(shù)、熱流度等，其不確定度通過直接測量參數(shù)的誤差傳遞函數(shù)計算得出。將間接測量值記為N，N=f(x1，x2，x3，…，xn)，式中x1，x2，x3，…，xn為相互獨立的直接測量值，那么間接測量值的誤差可以由以下傳遞函數(shù)算得，見式(5)。

式中，SN為標(biāo)準(zhǔn)誤差；δxi為變量xi的相對誤差。

實驗中使用的K型熱電偶不確定度為±0.5℃，壓力測量的不確定度為±0.04%，加熱功率不確定度為±2.0W，加工尺寸精度約為±0.02mm。經(jīng)計算，當(dāng)微通道表面達到臨界熱流密度時，熱流密度最大相對誤差為2.6%，壁溫的最大相對誤差為3.3%，換熱系數(shù)的最大相對誤差為6.2%。

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表征

使用掃描電子顯微鏡（SEM，HITACHI，SU-8010）對拋光的紫銅表面、激光刻蝕表面以及制備有Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)的紫銅表面形貌進行對比分析，結(jié)果如圖5所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，拋光的銅表面存在不規(guī)則稀疏分布的局部凹穴，激光刻蝕表面為燒蝕的凹凸不平結(jié)構(gòu)，燒蝕表面上有大小各異的孔隙；Ni/Ag微納復(fù)合表面為密集排列的微球結(jié)構(gòu)，微球尺寸為10～20μm，微球上分布有乳突結(jié)構(gòu)及裂隙，微球之間存在大量尺度各異的孔隙。

采用光學(xué)接觸角測量儀（Dataphysics OCA15 plus）測得了體積為3.5μL的去離子水液滴分別在光滑紫銅表面、激光刻蝕表面以及Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的接觸角分別為88.2°、113.2°和6.1°（誤差為±1.5°），即激光刻蝕表面為疏水性，而Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面表現(xiàn)出了較好的親水特性。

2.2 傳熱特性

2.2.1 沿程換熱特性

為比較三類微通道結(jié)構(gòu)的換熱特性，以無水乙醇為工質(zhì)開展了流動沸騰換熱實驗研究。實驗過程中，三類微通道入口工質(zhì)的質(zhì)量流量均恒定為0.95g/s，實驗段入口過冷度為15℃，入口壓力為101.5kPa，所施加熱流密度范圍為300～800kW/m2。選取了熱流密度從低到高（q=326kW/m2、543kW/m2以及760kW/m2）的三類典型換熱工況，得到了沿程壁溫及局部換熱系數(shù)變化關(guān)系，如圖6～圖8所示。當(dāng)熱流密度相對較低（圖6）時，過冷工質(zhì)在通道內(nèi)被加熱產(chǎn)生氣泡成核，沿程的核態(tài)沸騰強度不斷增強，氣泡成核數(shù)量以及成核頻率增加，導(dǎo)致三類微通道內(nèi)換熱系數(shù)均呈沿程逐漸增大趨勢，此時，整個微通道內(nèi)的換熱為核態(tài)沸騰主導(dǎo)，RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag的局部最大換熱系數(shù)分別為25.82kW/(m2·K)、34.51kW/(m2·K)和179.84kW/(m2·K)，即TCMC和TCMC-Ni/Ag的局部換熱系數(shù)分別較RMC提高了33.66%和596.51%。頂部連通型微通道的壓降較常規(guī)微通道有所降低，實驗測得RMC、TCMC以及TCMC-Ni/Ag的壓降分別為0.82kPa、0.49kPa和0.51kPa。上述結(jié)果表明，在核態(tài)沸騰主導(dǎo)區(qū)，TCMC-Ni/Ag的換熱性能較RMC大幅提升，Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)可顯著強化傳熱，降低壁溫。

圖5 表面微結(jié)構(gòu)形貌以及接觸角

圖6 低熱流沸騰起始階段三類微通道沿程換熱特性[q=(326±8.5)kW/m2]

隨著熱流密度持續(xù)增加（如圖7，q=543kW/m2），三類微通道壁面溫度均升高，TCMC-Ni/Ag的溫度最低[圖7(a)]。換熱系數(shù)的沿程變化規(guī)律出現(xiàn)了顯著差別，RMC沿程換熱系數(shù)呈先上升再下降趨勢；而TCMC內(nèi)沿程換熱系數(shù)呈現(xiàn)兩段式上升趨勢，上游沿程換熱系數(shù)的上升斜率較大，而下游沿程換熱系數(shù)的上升趨勢相對平緩；對于TCMC-Ni/Ag，沿程換熱系數(shù)則呈現(xiàn)三區(qū)分布，通道上游換熱系數(shù)快速升高，隨后換熱系數(shù)穩(wěn)中有升，下游換熱系數(shù)出現(xiàn)顯著降低趨勢。對于RMC，沿程換熱系數(shù)先上升再下降的趨勢通常認(rèn)為與上游通道核態(tài)沸騰持續(xù)增強（RMC，Ⅰ區(qū)）以及下游通道中產(chǎn)生局部蒸干（RMC，Ⅱ區(qū)）導(dǎo)致的；在TCMC中，上游換熱系數(shù)的急劇增大主要是由于不同尺度的核化穴被活化導(dǎo)致氣泡成核數(shù)量增加主導(dǎo)的（TCMC，Ⅰ區(qū)），當(dāng)表面核化穴充分活化時，核化穴數(shù)量基本維持不變，隨后由于沿程截面氣相不斷增加，通道內(nèi)氣液兩相的平均密度減小，導(dǎo)致平均流速不斷增加，流動導(dǎo)致的界面剪切效應(yīng)使得壁面上核化氣泡的脫離頻率增大，TCMC下游換熱系數(shù)的持續(xù)升高正是由于界面剪切效應(yīng)導(dǎo)致的氣泡脫離頻率增大主導(dǎo)的（TCMC，Ⅱ區(qū)）；對于TCMC-Ni/Ag，通道上游換熱系數(shù)增大也是由于核態(tài)沸騰強度增大導(dǎo)致的（TCMC-Ni/Ag，Ⅰ區(qū)）。同時，由于該微通道的Ni/Ag復(fù)合結(jié)構(gòu)表面具有較強的親水性，使得表面吸液能力較強，隨著干度升高，傾向于形成液膜吸附在表面微納結(jié)構(gòu)的對流蒸發(fā)傳熱模式，并且在該換熱模式下，沿程換熱系數(shù)會隨著液膜減薄和熱阻減小而增大（TCMC-Ni/Ag，Ⅱ區(qū)），當(dāng)下游發(fā)生局部液膜蒸干時，換熱系數(shù)下降（TCMC-Ni/Ag，Ⅲ區(qū))。在此工況下，RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag的最大局部換 熱系 數(shù)分 別 為32.47kW/(m2·K)、39.75kW/(m2·K)和126.14kW/(m2·K)，TCMC和TCMC-Ni/Ag的局部換熱系數(shù)分別較RMC提高了22.42%和288.48%，這表明盡管三類通道內(nèi)的換熱模式隨著熱流的增大而發(fā)生改變，Ni/Ag復(fù)合結(jié)構(gòu)表面仍然使換熱性能得到顯著提升。在壓降方面，RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag的壓降隨著熱流的增大均有所上升，分別達到0.98kPa、0.77kPa和0.70kPa。

圖7 中等熱流條件下三類微通道沿程換熱特性[q=(543±14.1)kW/m2]

圖8 高熱流條件下三類微通道沿程換熱特性[q=(760±19.8)kW/m2]

在較高熱流密度條件下（如圖8所示，q=760kW/m2），TCMC-Ni/Ag仍具有相對最低的沿程壁溫。RMC沿程換熱系數(shù)變化趨勢與其在中等熱流條件下相同，上游由于核態(tài)沸騰逐漸增強導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)呈單調(diào)增加趨勢（RMC，Ⅰ區(qū)），下游由于通道內(nèi)發(fā)生局部蒸干換熱系數(shù)下降（RMC，Ⅱ區(qū)）；對于TCMC，沿程換熱系數(shù)則呈現(xiàn)出3種變化趨勢（TCMC），上游換熱系數(shù)沿程逐漸增大（Ⅰ區(qū)），隨后沿程換熱系數(shù)略下降，最后又重拾升勢（Ⅲ區(qū)）。趙亞東等[14]研究表明，這種換熱系數(shù)的變化趨勢是由于通道上游換熱為核態(tài)沸騰主導(dǎo)，下游為氣液混塊狀流為主的兩相強制對流換熱主導(dǎo)，中間過渡區(qū)內(nèi)由于核態(tài)沸騰受到了抑制，而兩相強制對流換熱相對較弱，使得傳熱系數(shù)略微下降。對于TCMC-Ni/Ag，由于Ni/Ag復(fù)合結(jié)構(gòu)表面較強的親水特性，當(dāng)核態(tài)沸騰受到對流效應(yīng)的抑制時，液相被抽吸到微納復(fù)合結(jié)構(gòu)內(nèi)，氣相傾向在通道以及通道頂部的連通區(qū)域內(nèi)流動，形成了氣液分相的薄液膜對流蒸發(fā)傳熱模式（TCMC-Ni/Ag，Ⅱ區(qū)），當(dāng)液膜發(fā)生局部蒸干時，換熱系數(shù)開始下降（TCMC-Ni/Ag，Ⅲ區(qū)）。在該工況條件下，RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag的最大局部換熱分別為35.17kW/(m2·K)、43.66kW/(m2·K)和137.69kW/(m2·K)，TCMC和TCMC-Ni/Ag分別較RMC提高了24.14%和291.5%。在該工況條件下，RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag的壓降分別提升到1.06kPa、0.95kPa和0.89kPa。綜上，針對不同熱流工況條件下RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag局部換熱系數(shù)極值進行比較，TCMC和TCMC-Ni/Ag的最大局部換熱系數(shù) 達43.66kW/(m2·K)和179.84kW/(m2·K)，分 別 較RMC的最大局部換熱系數(shù)35.17kW/(m2·K)提高了24.14%和4.1倍；

2.2.2 平均換熱特性

對RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag三類微通道的平均換熱系數(shù)進行了計算比較，結(jié)果如圖9所示。在選取的典型工況范圍內(nèi)，三類微通道的平均換熱系數(shù)均隨著熱流密度的增加而增大，在q=760kW/m2時，RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag的平均換熱系數(shù)均 達 到 最 大 值，分 別 為31.27kW/(m2·K)、38.28kW/(m2·K)和116.98kW/(m2·K)。在相同工況條件下，TCMC的平均換熱系數(shù)較RMC最大提高了22%，而TCMC-Ni/Ag平均換熱系數(shù)則較RMC最大提高了2.74倍。

2.3 流型可視化及強化傳熱機理分析

圖9 三類微通道內(nèi)流動沸騰的平均換熱系數(shù)

為深入揭示頂部連通型微通道內(nèi)流動沸騰換熱強化機理，采用CMOS相機（XIMEA，XIQ，Germany）對頂部連通型微通道內(nèi)的流型進行了可視化研究。圖10(a)給出了TCMC內(nèi)典型流型結(jié)構(gòu)圖像，在上游的微通道內(nèi)以及肋壁上均存在較大的核化氣泡，下游通道內(nèi)存在狹長的氣泡。觀察發(fā)現(xiàn)，相鄰?fù)ǖ篱g孤立的狹長氣泡以及聚并的大氣泡同時存在，但氣泡的聚并更傾向于在沿程方向上發(fā)生從而在通道內(nèi)形成狹長的氣泡流（或長氣彈），在垂直流動方向上彼此相鄰?fù)ǖ乐g的氣泡聚并現(xiàn)象相對較少。在圖10(b)所示的TCMC-Ni/Ag內(nèi)，通道頂部連通區(qū)域存在較大的蒸汽膜覆蓋區(qū)，通道上游蒸汽膜底部的Ni/Ag復(fù)合結(jié)構(gòu)表面存在大量尺寸各異的核化氣泡，這種頂部連通型微通道內(nèi)頂部連通區(qū)域蒸汽膜覆蓋條件下加熱面上氣泡核化與Kalani和Kandlikar[11]的研究結(jié)果一致；TCMC-Ni/Ag通道下游的氣泡核化被抑制，流型向薄液膜對流蒸發(fā)為主流型過渡，與TCMC相比，TCMC-Ni/Ag表面產(chǎn)生的核化氣泡尺度較小，數(shù)量較多。

頂部連通型微通道強化傳熱機理可從通道幾何構(gòu)型及其導(dǎo)致的流型分布來分析，對于TCMC，一方面由于其肋壁頂面也產(chǎn)生氣泡核化，較RMC增加了潛熱換熱面積；另一方面，TCMC中由于頂部連通區(qū)域的存在，使得微通道氣泡核化膨脹過程中氣液界面既可在流動方向，又可在垂直流動方向上膨脹，可顯著抑制RMC通道內(nèi)由于受壁面限制氣泡只能沿流動方向快速膨脹導(dǎo)致的傳熱不穩(wěn)定和局部缺液蒸干等問題，從而提高換熱性能。Kalani和Kandlikar等[11]的研究也表明，頂部連通型微通道使得加熱表面核化的氣泡及時脫離并匯聚到微通道頂部連通區(qū)域，加熱面上依然持續(xù)被液體潤濕并產(chǎn)生氣泡核化，從而使得換熱系數(shù)顯著提升。RMC、TCMC和TCMC-Ni/Ag內(nèi)換熱系數(shù)隨加熱功率的增加而增大與受熱表面核化穴被活化的數(shù)量有關(guān)。在一定的過熱度熱下，可活化的有效核化穴尺寸范圍（rmin，rmax）可表示為式(6)[18]。

圖10 頂部連通型微通道內(nèi)的典型流型

式中，r為核化中心半徑，m；δt為熱邊界層厚度，m；σ為表面張力，N/m；Tsat為飽和溫度，℃；ρv為蒸汽密度，kg/m3；hfg為汽化潛熱，kJ/kg；ΔTw為壁面過熱度，℃；K1和K2為與潤濕性相關(guān)的常數(shù)，其 中K1=sinθ，K2=1+cosθ，θ為 接 觸角，（°）。

式(6)表明，隨著加熱功率增大，壁面過熱度增大，導(dǎo)致可被活化的核化穴的尺寸區(qū)間（rmin，rmax）增大，從而引起加熱表面核化密度增加，實現(xiàn)強化相變傳熱。根據(jù)圖5所示的TCMC和TCMCNi/Ag表面微結(jié)構(gòu)，TCMC-Ni/Ag表面具有多尺度孔隙結(jié)構(gòu)，這些多尺度孔隙隨著壁面過熱度的增加而被充分活化，產(chǎn)生大量核化氣泡。除核化密度外，氣泡核化頻率也是決定換熱系數(shù)的重要因素之一。Fritz[19]給出了氣泡脫離直徑與表面潤濕性的關(guān)系，見式(7)。

式中，θ為表面接觸角，（°）；σ為氣液界面張力，N/m；g重力加速度，m/s2；ρl、ρv分別為液相和蒸汽相密度，kg/m3。

Jacob[20]研究發(fā)現(xiàn)，氣泡脫離直徑與頻率的關(guān)系可表示為式(8)。

式中，f為氣泡脫離頻率，Hz；D為氣泡脫離直徑，m；n為與沸騰過程相關(guān)的量綱為1的指數(shù)；C為常數(shù)。

由式(7)、式(8)可知，TCMC-Ni/Ag由于表面接觸角較小，表面生成氣泡的脫離直徑較小，脫離頻率較高，與圖10(b)所示的可視化研究結(jié)果相一致。當(dāng)表面熱流較高時，TCMC-Ni/Ag多尺度孔隙表面具有較強親水性，易于形成薄液膜對流蒸發(fā)高效傳熱模式[21]，即TCMC-Ni/Ag親水性多尺度孔隙表面在中低熱流條件下具有較大的核化密度和核化頻率，高熱流條件下形成薄液膜蒸發(fā)傳熱模式，是其換熱系數(shù)較RMC和TCMC大幅提升的主要機理。

3 結(jié)論

采用激光刻蝕和電刷鍍技術(shù)在拋光的紫銅表面制備了普通并聯(lián)型微通道（RMC）、頂部連通型微通道（TCMC）以及具有Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的頂部連通型微通道（TCMC-Ni/Ag），以無水乙醇為工質(zhì)，開展了三類微通道內(nèi)流動沸騰換熱對比研究，主要結(jié)論如下。

（1）采用電刷鍍技術(shù)實現(xiàn)了激光刻蝕紫銅表面Ni/Ag復(fù)合微結(jié)構(gòu)的制備，獲得了表面接觸角為6.1°的親水性多尺度孔隙微結(jié)構(gòu)表面。

（2）TCMC和TCMC-Ni/Ag的最大局部換熱系數(shù)分別達43.66kW/(m2·K)和179.84kW/(m2·K)，分別較RMC的最大局部換熱系數(shù)35.17kW/(m2·K)提高了24.14%和4.1倍；TCMC和TCMC-Ni/Ag的最大平均換熱系數(shù)達38.28kW/(m2·K)和116.98kW/(m2·K)，分別較RMC的最大平均換熱系數(shù)31.27kW/(m2·K)分別提高了22%和2.74倍。

（3）可視化研究表明，TCMC-Ni/Ag表面形成的氣泡脫離后匯聚于微通道頂部連通區(qū)域，而微通道表面上依然可以產(chǎn)生大量氣泡核化。

（4）TCMC-Ni/Ag表面的多尺度孔隙結(jié)構(gòu)提供了大量氣化核心，增加了氣泡核化密度；同時，較強的表面親水性不僅在中熱流條件下增加了氣泡核化頻率，在較高熱流條件下形成薄液膜對流蒸發(fā)傳熱模式，是其換熱性能大幅提升的主要機理。

本文設(shè)計和制備的具有Ni/Ag微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的頂部連通型微通道換熱器，實現(xiàn)了微通道內(nèi)流動沸騰換熱性能的顯著提升，為高效相變傳熱表面以及高效緊湊微通道換熱器的優(yōu)化設(shè)計提供了新思路。