馬 爽，李洪偉

(東北電力大學能源與動力工程學院，吉林 吉林 132012)

隨著微電子技術(shù)的快速發(fā)展，設備熱負荷隨之增加，致使常規(guī)宏觀通道的熱傳導設備不能較好的為電子芯片導熱.并聯(lián)微通道在這些系統(tǒng)中則通常用作流體分配單元.以微通道流動沸騰換熱為基礎(chǔ)的流體回路系統(tǒng)，有著傳熱系數(shù)高、功耗小、系統(tǒng)總體重量輕、傳送距離遠和溫度控制性較好等優(yōu)點，應用范圍廣泛，并在各航空航天研究機構(gòu)引起了高度關(guān)注[1].當兩相流通過并聯(lián)通道時，分支通道中總是發(fā)生流量不均勻分布，這對下游設備的性能有很大的影響.例如，在一些通道的熱交換器中，分布不均導致干涸，這將導致傳熱惡化.此外，當在反應器中應用時，在分支通道中發(fā)生的兩相流的分布不均導致反應速率下降.因此，均勻的兩相流分布是非常重要的.研究顯示，微通道中流動沸騰可導致溫度、壓力出現(xiàn)大幅度變動，這將造成阻液與燒干現(xiàn)象，最終使系統(tǒng)熱流密度下降造成系統(tǒng)燒毀[2].因此，對于微通道換熱器設計，壓降、質(zhì)量流量和熱流密度的影響是非常重要的.

在目前已有的文獻中，實驗研究是微通道流動沸騰換熱的主要方式.微通道結(jié)構(gòu)尺寸、熱流密度、質(zhì)量流量以及工質(zhì)種類都是影響換熱系數(shù)的重要因素.T.G.Karayiannis[3]以R134a為工質(zhì)研究矩形微通道散熱器中的流動沸騰傳熱.結(jié)果表明，氣泡脫離直徑和頻率隨著熱流密度的增加而增加，隨著質(zhì)量流量的增加而減??；換熱系數(shù)與熱流密度密切相關(guān)，而與質(zhì)量流量呈周函數(shù)關(guān)系.Yong-Seok Choi[4]發(fā)現(xiàn)沸騰數(shù)與蒸汽質(zhì)量成比例，對流數(shù)與蒸汽質(zhì)量成反比，傳熱系數(shù)取決于對流數(shù)；隨著Nu/Re的值由小變大，流動模式發(fā)生改變，即從泡狀流/段塞流轉(zhuǎn)變成環(huán)狀流.Zhou X Q[5]研究了R290在微通道內(nèi)的流動沸騰傳熱特性，結(jié)果表明，傳熱系數(shù)隨著通道內(nèi)徑的減小而變大，隨著熱流密度的增大而大幅增加，隨著質(zhì)量流量的增大而略有增加，隨著飽和溫度的升高而適度增大.Thiangtham[6]采用R134a為工質(zhì)在當量直徑為421.5 μm的矩形并聯(lián)微通道內(nèi)研究了沸騰過程中的兩相流型和換熱特性，發(fā)現(xiàn)熱流密度和飽和溫度對流型轉(zhuǎn)換有顯著影響；管內(nèi)換熱系數(shù)在低干度區(qū)域，熱流密度對其影響不大，在高干度區(qū)域，換熱系數(shù)隨著質(zhì)量流量的增加而增加，在這個過程中傳熱以對流傳熱為主；當熱流密度較低時，換熱系數(shù)隨著熱流密度的增加而增加，流型主要為泡狀流和彈狀流，當熱流密度較高時，換熱系數(shù)隨著質(zhì)量流量的增加而增加，流型主要為環(huán)狀流.

在微通道兩相換熱器中，由于當量直徑較小，使得功率消耗和壓降的增加，這對整個系統(tǒng)來說很不利，學術(shù)界對此展開了大量的研究.Dario E R[7]在并聯(lián)微通道內(nèi)進行實驗，發(fā)現(xiàn)壓降隨質(zhì)量流量的增加而增大，隨壓力的增加而減??；摩擦壓降的比例大于加速度壓降，然而，熱流密度的增加可以增大加速度壓降的比例.Markal B[8]采用去離子水進行飽和流動沸騰實驗，觀察到了流動沸騰的準周期特征，實驗結(jié)果表明，總壓降隨著熱流密度和出口干度的增加而增加；然而，當熱流密度恒定時，壓降隨著質(zhì)量流量的增加而降低.Keepaiboon C[9]在水力直徑為0.68 mm的單個矩形微通道中進行流動沸騰實驗研究壓降特性，實驗結(jié)果表明，總壓降主要受摩擦壓降的影響；摩擦壓降隨著熱流密度和質(zhì)量流量的增加而增加，隨著飽和溫度的增加而減小.Wang Y[10]研究了單個矩形微通道內(nèi)流動沸騰過程中的兩相壓降波動，通過可視化觀察，得到當質(zhì)量流量較低時的主要波動形式為低頻高振幅波動，產(chǎn)生原因是液體的周期性回流和再潤濕，此時高頻低振幅波動很弱；低頻高振幅波動的頻率隨著熱流密度的增加而變大，然而，當質(zhì)量流量增大時，低頻振蕩被抑制，高頻低振幅波動成為主導；熱流密度對高頻低振幅波動的影響微乎其微，但是質(zhì)量流量卻對其有著顯著影響.

到目前為止，國內(nèi)外學者對于沸騰換熱的研究較為詳細，但是關(guān)于流量分配的影響機理并不成熟，對于制冷劑在微通道中沸騰時的流量分配情況以及不同分配情況下的壓降和換熱系數(shù)變化的研究更是很少.因此本文基于不同熱流密度、質(zhì)量流量和干度的工況條件下，進行并聯(lián)微通道的流動沸騰流型、換熱、壓降及流量分配的實驗研究.從整體角度分析流型、換熱、壓降和流量分配之間的關(guān)系，深化對微尺度流動沸騰物理本質(zhì)的理解.

1 微通道結(jié)構(gòu)和試驗系統(tǒng)

1.1 微通道實驗段

微通道實驗段結(jié)構(gòu)如圖1所示，實物圖如圖2所示.

1.鋁質(zhì)夾板(頂部)；2.石英玻璃蓋板；3.出液口；4.倒錐；5.進液口；6.PTFE基底；7.鋁質(zhì)夾板(底部)圖1 微通道結(jié)構(gòu)圖

圖2 微通道實物圖

考慮到實驗工質(zhì)R141b和大多數(shù)橡膠材質(zhì)及PC玻璃都會發(fā)生反應，進而會導致反應所得產(chǎn)物堵塞微通道阻礙實驗的順利進行，所以選用PTFE材料刻蝕微通道，為了采用可視化手段拍攝到清晰的流型，選擇石英玻璃蓋板作為微通道實驗段的上板面，通過金剛石鉆頭實現(xiàn)精準打孔操作，每個孔直徑均設定為2.2 mm，此孔為溫度測點，可通過插入k型熱電偶的方式獲取管內(nèi)流體實時溫度，為研究微通道中各支管換熱特性提供便利，同時此處的孔也是壓力測點，連接壓力變送器測量管內(nèi)壓力變化情況.為防止各通道之間發(fā)生竄液現(xiàn)象，PTFE底座和石英玻璃蓋板中間采用硅膠密封圈進行密封，在進口和出口處設計倒錐以保證密封性.最后，上下采用鋁制夾具夾住實驗段主體.上下兩面鋁質(zhì)夾具結(jié)構(gòu)形狀相同，下端夾具中間區(qū)域放置加熱膜，并均勻涂抹導熱硅脂以保證受熱均勻，即PTFE整體可均勻受熱.

微通道上設計了一個進液口和三個并聯(lián)的出液口，六個溫度和壓力測點.微通道實驗段由一根主通道與三根支通道組成，主通道寬為1 mm深為0.5 mm，三根支通道尺寸相同，均為0.5 mm×0.5 mm，每兩根通道之間的脊寬為9.5 mm，同時為了方便工質(zhì)的流動，在入口以及出口處設置了小型儲液槽.

1.2 實驗系統(tǒng)概述

本實驗由工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)兩部分組成，實驗所用工質(zhì)為制冷劑R141b，即研究其在該系統(tǒng)中受熱引發(fā)相變以后的沸騰換熱與流動特性，如圖3所示.

圖3 實驗系統(tǒng)圖

本實驗在常溫常壓下完成，制冷劑首先在恒溫水槽中被預熱到低于飽和溫度下的穩(wěn)定值，然后通過蠕動泵流入微通道實驗段內(nèi)吸收加熱膜的熱量進而溫度上升至飽和狀態(tài)，形成氣液兩相流，蠕動泵的作用是調(diào)節(jié)主通道的進液量來達到調(diào)節(jié)質(zhì)量流量的作用.氣液兩相流通過微通道以后，經(jīng)過制冷設備液化過濾后冷凝回液體狀態(tài)，并且測量通過三根支通道的液體流量，而后進入儲液罐完成一次循環(huán).再由蠕動泵使液體流入預熱器升至一定溫度，進行下一次循環(huán)，實驗系統(tǒng)為閉合循環(huán)回路.這里電加熱膜是利用溫度控制器實現(xiàn)功率調(diào)節(jié)從而實現(xiàn)熱流密度調(diào)節(jié)的效果.通過電子顯微鏡拍攝并錄制實驗段中流體狀態(tài)，得到各工況下流型和流型變化，利用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)測量溫度信號和壓力信號.實驗過程中改變不同的質(zhì)量流量和熱流密度，進行多組實驗.

本實驗采用R141b制冷劑作為實驗工質(zhì)，其在常溫狀態(tài)下呈現(xiàn)出無色無味的狀態(tài)，且具有不易爆炸及燃燒的優(yōu)點，對大氣的影響很小，所以被認為是一種新的比較理想的工質(zhì).R141b其物性參數(shù)如表1所示.

表1 R141b制冷劑物性參數(shù)

實驗過程中的誤差主要包括三部分：一是實驗過程中產(chǎn)生的隨機誤差，二是冷卻系統(tǒng)對氣態(tài)制冷劑冷卻不完全造成的支管流量測量的誤差，三是實驗設備產(chǎn)生的誤差.對于實驗過程中產(chǎn)生的隨機誤差，可采用重復實驗的方式剔除掉偏離較大的數(shù)據(jù)并平均值計算.液化時產(chǎn)生的誤差可通過如下方式進行處理，對傳統(tǒng)的冷卻系統(tǒng)進行升級，三根支管末端導管加長，導管下方使用冰塊接觸冷卻，出口處收集液體的量筒放置在冰水混合物的恒溫槽內(nèi)進行二次冷卻，從而降低氣體液化的不完全率.實驗測量設備和計算參數(shù)的準確度如表2所示.

實驗誤差由Moffat[11]提出的誤差傳遞分析法進行計算.

公式中：δR為參數(shù)R的誤差；Vi為R的影響因子；δVi為Vi的誤差.

在對并聯(lián)通道的流動沸騰進行研究時，主通道的流型對各支通道的流量分配意義重大，同時，換熱系數(shù)的變化與流量分配情況息息相關(guān).所以為了研究各支通道的換熱情況，需要對流量分配情況進行研究.通過可視化手段拍攝主通道內(nèi)流型，觀察到如圖4所示泡狀流、彈狀流、液塞流和環(huán)狀流四種流型.彈狀流通常出現(xiàn)在干度較低的條件下，而環(huán)狀流出現(xiàn)在干度較高的條件下.

2 流量分配研究

為了方便對流量分配的研究，現(xiàn)將本實驗各通道進行編號，如圖5所示.

當流體流入并聯(lián)微通道實驗段時，在分支通道中發(fā)生流量分配不均現(xiàn)象，嚴重時會導致干涸現(xiàn)象的發(fā)生，降低換熱，因此分析其發(fā)生的原因是很重要的.為了更深入探討流量分配不均的原因，需要對氣泡在T型分配點處進行受力分析，如圖6所示.

在T型分配點處，氣泡撞擊在拐角處被分裂成兩個氣泡，此時，氣泡受到氣液界面的剪切力，表面張力和新產(chǎn)生的氣泡兩側(cè)的壓力差所形成的力，其中和是氣泡后部和前端的壓力.因為實驗段底部加熱膜的作用，產(chǎn)生了自下而上的蒸發(fā)動量力.在蠕動泵的作用下，流體始終處于向前流動的狀態(tài)，所以氣泡受到與流體流動方向一致的動量力，隨后，兩個氣泡在這些力的共同作用下流向支通道.由于液體的高動能，導致距離壁面一側(cè)的液膜很難得到補充，所以前面的氣泡將保持一定的偏移值，直至順利到達支通道.此處的偏移值表示氣泡的中心與通道中心之間的距離，用于描述氣泡在通道中的具體位置.如圖所示，由于氣泡的分裂，導致在兩個氣泡中間位置的流體產(chǎn)生回流現(xiàn)象，此處的流體受到由于回流伴隨的離心力的作用.

2.1 質(zhì)量流量對流量分配的影響

并聯(lián)微通道隨著不同質(zhì)量流量的變化各支管流量分配結(jié)果如圖7所示，橫坐標為質(zhì)量流量，縱坐標為各支管的液體采出率，即各支管流出測得的工質(zhì)質(zhì)量與總工質(zhì)質(zhì)量之比.由于在q=0.65 kw/m2時，流型以環(huán)狀流-液塞流-彈狀流-泡狀流的順序出現(xiàn)，并且涉及的質(zhì)量流量范圍較廣，因此選擇q=0.65 kw/m2這個工況分析質(zhì)量流量對流量分配的影響.

圖7 質(zhì)量流量對液體采出率的影響

隨著質(zhì)量流量的變化，流量分配的影響因素主要包括兩個方面：一方面是壓差的影響，隨著主通道入口處質(zhì)量流量的增加，而流體從主通道進入支通道時管道截面積發(fā)生驟減，同時在流體流入支通道時產(chǎn)生不可逆的沿程壓力損失，導致通道一內(nèi)的壓力降低最大，但是大部分流體仍在主通道的上半部分，由于肋間距遠大于主通道的當量直徑，通道二及通道三的壓力損失較小，所以通道一內(nèi)的流體流量最多.在流體動量力的作用下，通道二的流體流量小于通道三內(nèi)的流體流量.流速隨著質(zhì)量流量的增加而變大，先是通道一處壓差增加，通道三和通道二壓差變化較小，最后趨于穩(wěn)定.另一個影響流量分配的因素則是流型的變化.當質(zhì)量流量較小時，因為熱流密度較高，在主通道中最先出現(xiàn)的是環(huán)狀流，此時流量分配受流型的影響較為明顯.同時伴隨著環(huán)狀流的拉長而阻塞通道，導致支通道入口流速受限，支通道入口流體壓力不足以推動氣泡繼續(xù)流動而產(chǎn)生倒流現(xiàn)象.

2.2 熱流密度對流量分配的影響

圖8(a)表示質(zhì)量流量較大時的流量分配情況，即無回流現(xiàn)象發(fā)生時的正常流量分配.圖8(b)表示在質(zhì)量流量較小時的流量分配情況，此時較易發(fā)生回流現(xiàn)象.隨著熱流密度的增加，氣泡的生長與合并較圖8(a)更為劇烈，引起了壓力波動，回流現(xiàn)象發(fā)生.即壓力震蕩幅值可以用作區(qū)分流動是否為穩(wěn)定的一個依據(jù)，壓降振蕩幅度隨熱流密度的變化曲線如圖9所示.

圖8 熱流密度對液體采出率的影響

圖9 壓降振蕩幅度隨熱流密度的變化

3 流動沸騰換熱特性研究

試驗段進口的質(zhì)量流量為

(1)

公式中：G為質(zhì)量流量；ρ為工質(zhì)密度；Qv為蠕動泵顯示的體積流量；n為入口通道個數(shù)(本試驗中n=1)；A為主管通道的截面面積.

在微通道沸騰情況下，局部換熱系數(shù)可通過流體溫度和熱流密度計算獲取為

(2)

公式中：qw為通道所接收到的熱流密度；Tw(z)為通道底部溫度.飽和溫度為Tf(z)，該溫度受入口處壓強影響，所以通過入口溫度以及入口處壓強調(diào)用REFPROR軟件獲取.

本次實驗加熱板位于實驗段下部，總加熱量表示為Qb，也是加熱板加熱功率，制冷劑吸收的熱量表示為

3.2 堅定信心，搶救老園 全市現(xiàn)存梨園已過盛果期，有的甚至處于撂荒狀態(tài)，管理粗放，挖除重建費工費力且存在連作障礙問題。亟需采取高接換頭、修剪更新、病蟲防治、加強水肥等措施進行更新復壯，一兩年之內(nèi)即可結(jié)果。同時，對現(xiàn)存的老遺生、水遺生梨園，更要精心管護，保留種質(zhì)資源。

Qeff=mcp(Tout-Tin)，

(3)

(4)

經(jīng)過計算得到δ<2%，所以可以取近似關(guān)系Qb?Qeff.

實驗段的壁面熱流密度qb為

(5)

公式中：加熱板寬度B=0.035 m，加熱板長度L=0.07 m.

由于實驗段通道之間有肋片，并且肋片寬度大于通道尺寸，因此在進行通道內(nèi)的熱流密度qw的計算時應考慮肋片的影響，下式表示了qw的計算方法.

(6)

(7)

(8)

公式中：N為并聯(lián)微通道數(shù)目；(N-1)為肋片數(shù)目，在本實驗中N=3，t為肋寬的一半，即t=4.75 mm，通道深度H=0.5 mm，通道寬度W=0.5 mm.k為實驗板的熱系數(shù)，通道所用材料為PTFE.

干度的計算如下式所示

(9)

(10)

平均流動沸騰傳熱系數(shù)表達式為

(11)

(12)

3.1 沸騰曲線

為了更好的研究流動沸騰的換熱原理，基于熱電偶測得的流體溫度，繪制了當質(zhì)量流量不同時，流體溫度隨熱流密度變化的曲線圖，如圖10所示.工質(zhì)首先經(jīng)過預熱器預熱，所以在微通道實驗段中吸收底部液膜熱量后變?yōu)閮上嗔鲃訝顟B(tài).為了更好的分析流量分配對流體溫度的影響，繪制支管內(nèi)流體溫度隨熱流密度的變化曲線，如圖11所示.圖11(a)和圖11(b)分別為主通道質(zhì)量流量G=30.67 kg/m2·s和G=204.70 kg/m2·s.

圖10 不同質(zhì)量流量下的沸騰曲線

圖11 定質(zhì)量流量時各支管沸騰曲線

從圖10中得出如下結(jié)論，當質(zhì)量流量G大于81.88 kg/m2·s同時熱流密度q小于7.35 kw/m2時或質(zhì)量流量在10.22 kg/m2·s～81.88 kg/m2·s范圍內(nèi)同時q<1.22 kw/m2時，通道內(nèi)平均流體溫度在40 ℃以下，此時換熱器處于安全穩(wěn)定運行的狀態(tài).將圖11與圖8進行對比，得到各支通道溫度之間的變化關(guān)系和流量分配息息相關(guān)，所以研究流量分配對有效提高換熱系數(shù)，增強換熱器使用壽命有著重要的意義.

3.2 質(zhì)量流量對換熱系數(shù)的影響

熱流密度為0.65 kw/m2時各支通道換熱系數(shù)隨干度的變化曲線如圖12所示.圖12中的負干度代表過冷沸騰狀態(tài)，即流體已經(jīng)在微通道中成核并產(chǎn)生氣泡，可是此時的流體溫度還沒達到相應壓力下的飽和溫度.一般過冷沸騰發(fā)生在實驗開始時，此時產(chǎn)生的流型為泡狀流.對比圖7可知流量分配對各支通道換熱系數(shù)有較大影響.

將每個支通道的局部換熱系數(shù)做算數(shù)平均值得到微通道總的平均換熱系數(shù)，如圖13所示.圖13顯示了當熱流密度為5.14 kw/m2時不同質(zhì)量流量下的換熱系數(shù)隨干度的變化趨勢.對三個工況整體分析如下：換熱系數(shù)都呈現(xiàn)出先增加后減少的趨勢，且當干度較大時，換熱系數(shù)隨著質(zhì)量流速的增加而降低，對應出現(xiàn)的流型為環(huán)狀流.產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因為，環(huán)狀流是一種由液膜包裹氣芯的流型，當流體流經(jīng)通道時，較高的質(zhì)量流速代表較大的動量力，氣芯受到的推動力增加，致使流速增加，隨之帶走的熱量增加，從而使換熱系數(shù)降低.

3.3 熱流密度對換熱系數(shù)的影響

當質(zhì)量流量為204.70 kg/m2·s時，三根支通道換熱系數(shù)隨干度變化的曲線如圖14所示.從圖中可以看出三根支通道換熱系數(shù)隨著熱流密度的升高均是先上升后下降最后趨于穩(wěn)定.對比圖8相同質(zhì)量流量下的流量分配情況分析，可知流量分配對各支通道換熱系數(shù)有較大影響.

當質(zhì)量流量為81.88 kg/m2·s時，不同熱流密度的換熱系數(shù)隨干度變化的曲線如圖15所示.從圖中可以看出，除熱流密度為7.26 kw/m2外，隨干度的增加換熱系數(shù)均呈現(xiàn)先增加后減少最后趨于穩(wěn)定的狀態(tài).實驗最初為核沸騰主導，所以此時的換熱系數(shù)較低.隨著干度的增加，通道壁面的泡狀流使邊界層的穩(wěn)定性消失，增大了流體擾動，使傳熱系數(shù)增加.隨著干度的持續(xù)變大，通道內(nèi)兩相流溫度上升，液膜幾乎蒸發(fā)殆盡，干涸現(xiàn)象發(fā)生，換熱系數(shù)迅速下降至最低，所以在熱流密度為7.26 kw/m2時換熱系數(shù)隨著干度的增加而持續(xù)下降至最低點.

3.4 平均換熱系數(shù)和局部沸騰換熱系數(shù)的關(guān)系

在熱流密度為7.26 kw/m2時通道的沸騰換熱系數(shù)和干度的關(guān)系，如圖16所示，從圖16中可以看出，隨著干度的增加，局部沸騰換熱系數(shù)和平均沸騰換熱系數(shù)先增加后減少，且在相同干度時，平均傳熱系數(shù)小于局部傳熱系數(shù).

在熱流密度為3.75 kw/m2時通道的沸騰換熱系數(shù)和干度的關(guān)系，如圖17所示.將圖16和圖17進行對比分析，發(fā)現(xiàn)當熱流密度不相同時，兩種換熱系數(shù)的上升趨勢非常相近，出口干度隨著熱流密度的增加而增加.當入口溫度相同時，兩種換熱系數(shù)均隨著熱流密度的增加而增加.即隨著熱流密度的增加，ONB點向通道入口移動，增強了沸騰傳熱的影響.

同時還可以從圖中看出，隨著干度的增加，平均沸騰換熱系數(shù)的上升速率小于局部沸騰傳熱系數(shù)的上升速率.即單相對流傳熱起著重要作用，沸騰傳熱僅發(fā)生在出口處.也就是說，局部沸騰傳熱系數(shù)主要決定通道中的沸騰傳熱系數(shù)，而平均沸騰傳熱系數(shù)不僅決定了沸騰傳熱系數(shù)，還決定了單相對流傳熱系數(shù).

4 結(jié) 論

本文基于不同熱流密度、質(zhì)量流量和干度的工況條件下，進行了并聯(lián)微通道的流動沸騰有關(guān)流型、換熱及流量分配的實驗研究.從整體角度分析流型、換熱和流量分配之間的關(guān)系，深化對微尺度流動沸騰物理本質(zhì)的理解.現(xiàn)得出以下結(jié)論：

(1)通過可視化實驗系統(tǒng)在顯微鏡下觀察到了主通道內(nèi)泡狀流，彈狀流，液塞流，環(huán)狀流四種流型以及周期性回流現(xiàn)象.

(2)對比不同質(zhì)量流量下的換熱系數(shù)增長曲線發(fā)現(xiàn)，隨著質(zhì)量流量的增加，換熱系數(shù)呈下降趨勢.當研究熱流密度對換熱的影響時發(fā)現(xiàn)，換熱系數(shù)隨著熱流密度的升高均是先上升后下降最后趨于穩(wěn)定，且各支通道彼此換熱系數(shù)的大小與流量分配結(jié)果相對應.

(3)當干度相同時，局部傳熱系數(shù)大于平均傳熱系數(shù)，即局部傳熱系數(shù)決定了通道中的沸騰傳熱系數(shù)，而平均沸騰傳熱系數(shù)不僅決定了沸騰傳熱系數(shù)，還決定了單相對流傳熱系數(shù).