羅小平，楊書斌，張超勇，許靜姝

(華南理工大學(xué) 機械與汽車工程學(xué)院，廣東 廣州，510640)

目前，主動強化傳熱技術(shù)、被動強化傳熱技術(shù)和復(fù)合強化傳熱技術(shù)的微細(xì)通道強化傳熱技術(shù)被越來越多的研究人員所關(guān)注。在微細(xì)通道中引入電場、聲場、磁場等外加物理場來強化傳熱是主動強化傳熱技術(shù)[1-3]，這種強化傳熱技術(shù)具有可控制的輸入能量和調(diào)整方向的優(yōu)點。DIAO 等[4]研究電場對矩形微細(xì)通道的作用，相比于無電場，有電場的工況下傳熱系數(shù)大幅度地提升了，最大增強了1.45 倍。ZHANG 等[5]設(shè)計了2 種不同的電極(針狀與線狀)并將電場引入到微細(xì)通道中，研究了電場對R141b流動沸騰傳熱的影響，研究發(fā)現(xiàn)2種電極下生成的電場均有強化效果，針狀電極與線狀電極的最大強化傳熱比分別為1.72 與1.80。LEGAY 等[6]研究超聲波不同頻率下的微細(xì)通道的傳熱效果，在低頻超聲波(20～100 kHz)中能夠產(chǎn)生具有強化傳熱效果的聲流效應(yīng)和空化效應(yīng)。YU等[7]研究了不同參數(shù)超聲波對微細(xì)通道R141b流動沸騰傳熱特性的影響，發(fā)現(xiàn)超聲波對流動沸騰傳熱具有明顯的強化作用，在實驗工況范圍內(nèi)超聲波功率越高，超聲輻射角越大，強化傳熱效果越好，最大強化傳熱倍數(shù)可達1.88。LEE等[8]研究了聲場作用下池沸騰的傳熱效果，通過粒子圖像速度測量儀器，發(fā)現(xiàn)氣泡在傳熱界面的擾動有所增強，小氣泡的脫離頻率與移動速度較無聲場的情況下均有提高，相對于無聲場，聲場作用的傳熱系數(shù)提高了17%。被動強化傳熱技術(shù)是指不需要外部輸入能量的強化傳熱技術(shù)，包括微細(xì)通道的表面改性且工質(zhì)的改變(加入納米顆粒)、增加翅片等方法[9-11]。將一種或多種的主動強化技術(shù)或被動強化技術(shù)復(fù)合在一起以進一步強化傳熱技術(shù)為復(fù)合強化傳熱技術(shù)。ZHENG 等[12]研究了超聲波下不同結(jié)構(gòu)管內(nèi)LiBr 溶液的強化傳熱效果，對比了光滑管、螺紋管、翅片管3種不同結(jié)構(gòu)下的超聲波傳熱效果，其中翅片管的傳熱效率最大可以提高17.85%。SHEN 等[13]對聲場作用下Al2O3池沸騰傳熱進行了研究，發(fā)現(xiàn)在自然對流階段，超聲波可以增強Al2O3納米流體傳熱，傳熱系數(shù)隨熱流密度增大而減小，在過冷沸騰階段，液體溫度為60 ℃時，超聲波無法強化傳熱，在飽和沸騰階段超聲波能強化納米流體傳熱，傳熱系數(shù)隨熱流密度增加而增大。WANG 等[14]對電場作用下微細(xì)通道納米流體強化傳熱進行數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果表明微通道中的傳熱提升主要是因為電泳效應(yīng)和熱泳效應(yīng)引起的混沌對流。

許多研究人員對電場作用和聲場作用下的微細(xì)通道的傳熱特性進行了研究，而關(guān)于電場和聲場協(xié)同作用下的微通道傳熱特性研究較少，這主要是因為微細(xì)通道的尺寸小，難以實現(xiàn)電極和超聲波換能器的布置。對此，本文作者設(shè)計制造出一種可以將電場和聲場引入微細(xì)通道的新裝置，以制冷劑R141b為工質(zhì)，在多種工況下進行微細(xì)通道流動沸騰實驗，研究在電場和聲場協(xié)同作用下微細(xì)通道強化傳熱效果。

1 實驗

1.1 實驗系統(tǒng)與過程

實驗系統(tǒng)包括工質(zhì)循環(huán)裝置、實驗段、加熱及冷卻裝置、數(shù)據(jù)采集裝置、高速攝像采集裝置，如圖1 所示。工質(zhì)由磁力泵推動進入預(yù)熱水箱加熱，至預(yù)定溫度后以液相狀態(tài)進入實驗段，經(jīng)實驗段中加熱板加熱達到飽和溫度后以氣液兩相狀態(tài)離開實驗段，進入冷凝器和冷卻水箱冷卻為液相狀態(tài)后經(jīng)儲液罐流回磁力泵。數(shù)據(jù)采集裝置包括微細(xì)通道沿軸向溫度和進出口壓力的采集傳輸，采用高速攝像機對微細(xì)通道中流動工質(zhì)進行記錄。本實驗系統(tǒng)經(jīng)過多次實驗驗證，實驗結(jié)果一致，具有重復(fù)性。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Diagram of experimental system

1.2 實驗段

為實現(xiàn)電場與聲場的協(xié)同作用，實驗段中電場由線狀電極產(chǎn)生，聲場由超聲波換能器產(chǎn)生，其中實驗電場外加電壓范圍為0～800 V，超聲波換能器功率為12.5～50.0 W、頻率為23～40 kHz。微細(xì)通道實驗段結(jié)構(gòu)圖如圖2所示，為了便于液相蒸發(fā)后氣體排出，將實驗段豎直放置，工質(zhì)沿豎直方向向上流動。

圖2 實驗段結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Diagram of experimental section structure

單個微細(xì)通道示意圖如圖3中圓框所示，微細(xì)通道板采用6061鋁合金材料加工，共有11個平行槽道，微細(xì)通道板寬度W為100 mm，長度L為220 mm，高度H為15 mm。單個微細(xì)通道的高度Hch和寬度Wch均為2 mm，肋寬Ww為4 mm。KEW等[15]提出受限準(zhǔn)數(shù)Co來區(qū)分通道類別，

圖3 微細(xì)通道示意圖Fig.3 Schematic diagram of microchannel

其中：σ為表面張力，0.016 253 mN/m；ρf為工質(zhì)液相密度，1 200.5 kg/m3；ρg為工質(zhì)氣相密度，6.657 1 kg/m3；g為重力加速度，9.81 m/s2；de為通道水力直徑，0.002 m。

本實驗受限準(zhǔn)數(shù)Co為0.589，大于0.5，表明氣泡的受限效應(yīng)在通道內(nèi)比較明顯，本實驗通道尺寸屬于微細(xì)通道。此外，微細(xì)通道尺寸選擇時要考慮物理參數(shù)測量，如流量測量，通道尺寸太小會導(dǎo)致流量無法測量。超聲波固定板安裝在進出口腔體中，超聲波換能器被固定在換能器固定板上，本實驗根據(jù)YU 等[7]的研究結(jié)果，超聲波換能器中心線與水平面夾角取為45°。

1.3 測溫點與測壓點

測溫點與測壓點分布示意圖如圖4(a)所示，其中，Pin和Pout分別為工質(zhì)進口和出口壓力，Tin和Tout分別為工質(zhì)進口和出口溫度，T1～T8表示工質(zhì)在微細(xì)通道沿程的4對上下測溫點溫度。實驗段截面圖如圖4(b)所示，其中，Tup(T1，T3，T5，T7)和Tdw(T2，T4，T6，T8)分別表示上、下測溫點溫度，Tw,n為第n個測溫點處微細(xì)通道壁面溫度，δ為上測溫點至微細(xì)通道壁面的距離1.5 mm，Hw為上、下兩測溫點的距離，其值為29.5 mm。

圖4 測溫點與測壓點布置圖Fig.4 Layout of temperature measuring points and pressure measuring points

2 實驗結(jié)果處理及誤差分析

2.1 質(zhì)量流率

實驗段單個通道中的R141b的質(zhì)量流率G可以通過轉(zhuǎn)子流量計測出實驗段中R141b的體積流量V來計算，計算公式如下：

式中：ρ為R141b 密度，kg/m3；V為實驗段中R141b 的體積流量，L/h；G為單個微細(xì)通道中R141b 的質(zhì)量流率，kg/(m2·s)；N為實驗段中微細(xì)通道的數(shù)目；Wch為單個微細(xì)通道的寬度，m；Hch為單個微細(xì)通道的高度，m；d為電極絲直徑。

2.2 有效熱流密度

實驗采用加熱板對鋁制基座進行加熱，微細(xì)通道的熱流密度可通過加熱板的加熱功率進行計算，計算公式為

式中：q為微細(xì)通道的熱流密度，W/m2；Q為加熱板的輸出功率，kW；S為微細(xì)通道實驗段與加熱板接觸面積。

在實驗過程中，不可避免地有部分能量以自然對流的方式從系統(tǒng)傳輸?shù)江h(huán)境中，因此，有必要對微細(xì)通道的有效熱流密度進行計算，計算公式為

式中：qeff為微細(xì)通道的有效熱流密度，W/m2；ε為熱損失率。

熱損失率計算公式為

式中：Qf為R141b 流過實驗段過程中吸收的熱量，kW。

工質(zhì)R141b流過實驗段過程中吸收的熱量計算公式為

式中：Cp為R141b 對應(yīng)工作壓力的比定壓熱容，kJ/(kg·K)；Tin和Tout分別為微細(xì)通道中R141b 進口和出口溫度，℃。

為了檢驗實驗系統(tǒng)熱損失率是否符合實驗要求，對系統(tǒng)進行單相熱平衡實驗，通過實驗段的可視化玻璃窗口觀察微細(xì)通道內(nèi)工質(zhì)R141b是否為液體。熱損失率均值為0.15，單相熱平衡實驗熱損失率較小，可以進行兩相流動沸騰實驗。

2.3 傳熱系數(shù)

微細(xì)通道中工質(zhì)R141b傳熱分單相對流區(qū)、過冷沸騰區(qū)和飽和沸騰區(qū)，單相對流區(qū)傳熱方式主要為單相對流傳熱，傳熱能力較弱；過冷沸騰區(qū)傳熱方式為過冷沸騰傳熱，傳熱能力大幅提高；飽和沸騰區(qū)傳熱方式為核態(tài)沸騰傳熱。本文主要研究飽和沸騰區(qū)，需要計算單相對流區(qū)和過冷沸騰區(qū)、飽和沸騰區(qū)長度。單相對流區(qū)、過冷沸騰區(qū)和飽和沸騰區(qū)的對流換熱系數(shù)定義不一樣，單相對流區(qū)每一點溫度不一樣，按主流溫度來計算對流換熱系數(shù)，飽和沸騰區(qū)按工質(zhì)飽和溫度計算對流換熱系數(shù)。

單相對流區(qū)與過冷沸騰區(qū)長度之和為

式中：Lsp為微細(xì)通道中單相對流區(qū)與過冷沸騰區(qū)長度，m；Tsat為工質(zhì)R141b在對應(yīng)壓力下的飽和溫度，℃；Ww為微細(xì)通道肋寬，m。

飽和沸騰區(qū)長度為

式中：Ltp為微細(xì)通道中飽和沸騰區(qū)長度，m；L為微細(xì)通道長度，m。

工質(zhì)R141b的溫度為

式中：Tf(Z)為工質(zhì)R141b溫度，℃；Z為工質(zhì)R141與微細(xì)通道進口的距離，m。

微細(xì)通道壁面溫度為

式中：Tw,n為第n個測溫點對應(yīng)的壁面溫度，℃；Tup,n為第n個上測溫點的溫度，℃；λ為基座材料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；δ為上測溫點到微細(xì)通道壁面的距離，m。

實驗段局部傳熱系數(shù)為

式中：hn為第n個測點的傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；η為微細(xì)通道的肋片效率，

其中：m為微細(xì)通道的肋片參數(shù)，

2.4 傳熱強化因子

為了更直觀的研究有無外加物理場作用下微細(xì)通道飽和沸區(qū)流動沸騰傳熱的強化效果，引入傳熱強化因子IUEF，計算公式如下：

式中：h為外部物理場作用下的平均飽和沸騰傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；h0為沒有外部物理場作用下的平均飽和沸騰傳熱系數(shù)，W/(m2·K)。

2.5 誤差分析

實驗數(shù)據(jù)的誤差主要來自儀器測量誤差和數(shù)據(jù)處理誤差，其中數(shù)據(jù)處理誤差為計算參數(shù)誤差，儀器測量誤差為直接測量誤差。本實驗采用測量范圍為4～40 L/h、精度為2.5%的DK800-6(F)轉(zhuǎn)子流量計測量流量；采用測量范圍為0～200 ℃、精度為0.2%的WRNK-191熱電偶測量溫度；采用測量范圍為0～100 kPa、精度為0.2%的QDW90A 壓力傳感器測量壓力。由于實驗轉(zhuǎn)子流量計在出廠之前，采用20 ℃的水作為標(biāo)定流量計刻度的介質(zhì)，因此，當(dāng)應(yīng)用于實際工質(zhì)R141b時，需要對原有的刻度重新標(biāo)定。假定出廠標(biāo)定所用液體與實際工作的液體流量系數(shù)相等，忽略黏度變化的影響，則工質(zhì)R141b的流量為

式中：ρr為轉(zhuǎn)子材料不銹鋼的密度，7 900 kg/m3；下標(biāo)1表示出廠標(biāo)定時所用的20 ℃的水；下標(biāo)2表示實際工作的R141b，標(biāo)定時工質(zhì)溫度約為18 ℃。

實驗溫度傳感器選用K 型鎧裝熱電偶，因其冷端溫度不能保持在0 ℃，采用熱電偶的中間溫度定律式(17)并結(jié)合分度表查詢即可得到熱電偶測量端的實際溫度。

式中：E(T,T0)為熱電偶冷端溫度為T0時的熱電勢；E(T,Tn)為熱電偶冷端溫度為Tn時的熱電勢；E(Tn,T0)為熱電偶熱端溫度為Tn，冷端溫度為T0時的熱電勢。

直接測量值J1，J2，…，Jn在測量的過程中存在不確定度δ1，δ2，…，δn，而被測量R是直接測量值J1，J2，…，Jn的相關(guān)函數(shù)，R=f(J1，J2，…，Jn)，所以有必要對R的不確定度進行計算。

R的相對不確定度為

由式(18)和式(19)可以計算得出間接物理量最大相對不確定度，如表1所示。

表1 間接物理量最大相對不確定度Table 1 Maximum relative uncertainty of indirect physical quantity

3 實驗結(jié)果分析

3.1 電場作用下微細(xì)通道的傳熱特性

電場電壓越高，電場強度越強，但電場強度在通道內(nèi)不同位置不同，無法用統(tǒng)一的電場強度描述，故采用電場電壓來區(qū)分不同工況。圖5所示為在質(zhì)量流率為231.82 kg/(m2·s)以及外加電場作用下，微細(xì)通道沿程傳熱系數(shù)曲線圖。從圖5(a)可知：在qeff為12.36 kW/m2時，第一、二、三對測點處的傳熱系數(shù)相差不大，第四對測點處的傳熱系數(shù)有了明顯的增大，這是因為第二、三測溫點為過冷沸騰區(qū)，氣泡較少，電場對其強化傳熱效果并不明顯；而第四測溫點為飽和沸騰區(qū)，氣泡較多，電場強化傳熱效果顯著增強。從圖5(b)可知：當(dāng)qeff為20.48 kW/m2時，除第一對測溫點處的電場強化效果較差外，第二、三、四對測溫點處的電場強化效果較好。qeff由12.36 kW/m2提高到20.48 kW/m2時，第二、三測溫點由過冷沸騰區(qū)轉(zhuǎn)變?yōu)轱柡头序v區(qū)，產(chǎn)生的小氣泡數(shù)量更多，電場對其傳熱強化效果有了明顯提升。在電場電壓0～800 V 范圍內(nèi)，傳熱系數(shù)隨電場電壓升高而增大，在電場電壓800 V作用下第四對測溫點處的傳熱系數(shù)相對于無電場時提高了57.2%。這是因為在其他實驗工況相同的條件下，隨著電壓增加，通道中氣泡周圍的電場強度分布得到增強，氣泡受到的電場力增加，電場對氣泡的動力學(xué)作用變得更加劇烈，氣泡的擾動增加，且受限氣泡在電場力的作用下受到擠壓，使氣泡與壁面之間的固有彎月面區(qū)向傳熱效果更好的彎月面薄液膜區(qū)轉(zhuǎn)變，強化傳熱效果大幅度提升。

圖5 電場作用下微細(xì)通道的沿程傳熱系數(shù)Fig.5 Heat transfer coefficient along microchannels under electric field

3.2 聲場作用下微細(xì)通道的傳熱特性

在超聲波功率為50 W、超聲波頻率為23 kHz、質(zhì)量流率G為231.82 kg/(m2·s)工況下，進行流動沸騰實驗，得到2組不同熱流密度下的聲場作用下沿程傳熱系數(shù)，如圖6 所示。對比圖6(a)和(b)發(fā)現(xiàn)，提高有效熱流密度后，二、三點傳熱系數(shù)大幅度增大。這是因為有效熱流密度提高，通道壁面活化密度提高，二、三點由單相對流階段轉(zhuǎn)變?yōu)檫^冷沸騰階段。由圖6 可知：在單獨聲場的作用下，傳熱能力得到提高，進出口超聲波、進口超聲波、出口超聲波強化效果依次減弱，在20.48 kW/m2有效熱流密度下，第四對測溫點處相對于無聲場，出口超聲波、進口超聲波、進出口超聲波作用下傳熱系數(shù)分別提高了20.10%，36.90%和50.48%。

圖6 聲場作用下微細(xì)通道的沿程傳熱系數(shù)Fig.6 Heat transfer coefficient along microchannels under ultrasonic field

超聲波的空化效應(yīng)能夠在微細(xì)通道飽和沸騰段促進氣泡產(chǎn)生，使得核化密度增大，而聲流效應(yīng)能夠加快流體的流速，使得熱邊界層產(chǎn)生擾動，減小熱阻，提升傳熱效率。微細(xì)通道中的超聲波使氣泡振動，產(chǎn)生次級聲壓，增強氣泡前的聲壓，減弱氣泡后的聲壓[16]，沿工質(zhì)流動方向，氣泡前的聲壓高于氣泡后的聲壓，形成一定的壓力差，在壓力差的作用下，氣泡受到聲場的主Bjerknes力從入口指向出口，加快氣泡的脫離頻率和運動速度，提高微細(xì)通道的傳熱效率。與進口處和出口處的超聲波相比，進出口處超聲波同時施加作用時，超聲波的波峰和波谷的絕對值更高，產(chǎn)生的聲壓差更大，超聲波的空化效應(yīng)會促進氣泡在換熱壁上更易誘導(dǎo)成核，使氣泡數(shù)量增多，強化傳熱效果更好。

3.3 電場與聲場協(xié)同作用下微細(xì)通道的傳熱特性

將電場和聲場協(xié)同作用施加到微細(xì)通道上，電場通過設(shè)置電壓來調(diào)節(jié)，聲場通過設(shè)置超聲波的布置方式、超聲波功率和超聲波頻率來調(diào)節(jié)，研究兩者協(xié)同作用后的強化傳熱效果，實驗工況見表2。圖7 所示為電場與聲場協(xié)同作用下微細(xì)通道的平均飽和沸騰傳熱系數(shù)。電場與聲場協(xié)同作用下傳熱系數(shù)隨著熱流密度增加而先增大后減小，在熱流密度較高時傳熱強化作用已基本不明顯，這是因為在高熱流密度下，氣泡的數(shù)量明顯增多且受限氣泡長徑比變大，大量的氣泡在通道下游匯聚形成彈狀流，核態(tài)沸騰傳熱轉(zhuǎn)變?yōu)槟B(tài)沸騰傳熱，傳熱能力大幅度降低。

表2 流動沸騰傳熱實驗工況Table 2 Experimental conditions of flow boiling heat transfer

調(diào)節(jié)超聲波功率后傳熱系數(shù)曲線如圖7(a)所示。從圖7(a)可見：在qeff為9.66 kW/m2時，與沒有外加物理場的工況1 相比，工況4，5，6 和7的傳熱系數(shù)依次增加，分別增加85.6%，109.0%，99.7% 和120.8%。隨著功率從12.5 W 增加到50.0 W，傳熱系數(shù)曲線向上移動，傳熱系數(shù)隨超聲波功率增大而增大，這是因為增加超聲波功率，通道中超聲波分布的聲壓幅值會增加，而超聲波在氣泡前后形成的壓力差隨著功率增加而增加，在壓力差的推動下，氣泡加速離開通道，換熱壁上的氣泡脫離頻率加快，從而提高了傳熱效果。

調(diào)節(jié)超聲波頻率后傳熱系數(shù)曲線如圖7(b)所示。從圖7(b)可見：在qeff為9.66 kW/m2下，與沒有外加物理場的工況1 相比，工況8，5，9 和7 的傳熱系數(shù)分別增加了89.9%，99.7%，111.1%和120.8%。23 kHz 頻率下的傳熱系數(shù)比40 kHz 下的大，其原因為當(dāng)超聲波的頻率增加時，超聲波在氣泡周圍產(chǎn)生的聲壓在一個周期內(nèi)對氣泡的作用時間會變短，導(dǎo)致超聲空化效應(yīng)減弱[17]，因此，在電場與聲場協(xié)同作用時，低頻工況超聲波的傳熱系數(shù)要高于高頻工況超聲波的傳熱系數(shù)。

調(diào)節(jié)超聲波進出口布置方式后傳熱系數(shù)曲線如圖7(c)所示。從圖7(c)可見：在qeff為9.66 kW/m2下，與沒有外加物理場的工況1相比，工況7，11，5 和10 的傳熱系數(shù)分別增加了120.8%，105.8%，99.7%和87.7%，電場和進出口超聲波協(xié)同作用時的傳熱系數(shù)高于電場和進口超聲波協(xié)同作用時的傳熱系數(shù)。

圖7 電場與聲場協(xié)同作用下微細(xì)通道的平均飽和沸騰傳熱系數(shù)Fig.7 Average saturation boiling heat transfer coefficient of microchannels under synergistic effect of electric field and ultrasonic field

采用COMSOL 軟件建立受限氣泡微細(xì)通道模型，微細(xì)通道寬為2 mm，長度為220 mm，并采用極細(xì)化網(wǎng)格對模型進行網(wǎng)格劃分，模型及網(wǎng)格圖如圖8 所示，網(wǎng)格數(shù)量為2 960 個。對有氣泡和無氣泡微細(xì)通道模型施加超聲波頻率為23 kHz，超聲波功率為50 W 的進口聲場或進出口同時施加聲場進行仿真，微細(xì)通道軸向聲場分布如圖9 所示。圖9(a)所示為進口施加超聲波無氣泡微細(xì)通道聲場軸向分布，超聲波分布呈現(xiàn)正弦波形式，聲壓幅值為17 000 Pa。圖9(b)所示為進口和出口同時施加超聲波微細(xì)通道聲場軸向分布，聲壓幅值為32 810 Pa，比進口施加超聲波聲場幅值大93%。圖9(c)所示為進口和出口同時施加超聲波受限氣泡微細(xì)通道聲場軸向分布，聲場經(jīng)過受限氣泡時，聲壓迅速衰減，在受限氣泡后恢復(fù)原波形，聲壓幅值為9 162 Pa。

圖8 模型與網(wǎng)格劃分Fig.8 Model and meshing

圖9 微細(xì)通道軸向聲場分布Fig.9 Ultrasonic field distribution of microchannels axial

進口超聲波與出口超聲波聲場發(fā)生疊加，聲壓幅值增大，導(dǎo)致超聲波對受限氣泡作用增強，受限氣泡長徑比減小，此時電場對氣泡強化傳熱作用增強，故電場與進出口超聲波協(xié)同作用強化傳熱效果更好。

圖10 所示為傳熱強化因子隨熱流密度變化關(guān)系，圖中傳熱強化因子均大于1，說明外加物理場對微細(xì)通道具有強化傳熱效果。圖10(a)所示為不同外加物理場作用下傳熱強化因子隨熱流密度的變化，其中工況2為單獨電場、工況3為單獨聲場、工況7為電場與聲場協(xié)同。當(dāng)qeff為7.73 kW/m2時，工況2，3和7的傳熱強化因子分別為1.57，1.75和2.24，表明單獨聲場的強化效果大于單獨電場的強化效果，電場與聲場的協(xié)同強化傳熱效果大于單一物理場作用下的強化效果。相對于單獨電場，單獨聲場可以在換熱壁面微穴處激發(fā)活化點產(chǎn)生更多氣泡，而聲流效應(yīng)可以加快流體流速，破壞熱邊界層，使熱阻減小，從而使單獨聲場的強化效果比單獨電場的強。在電場與聲場協(xié)同作用時，聲場作用后受限氣泡的長徑比減小，聲場作用增強了電場的強化效果，故電場與聲場協(xié)同作用強化傳熱效果較單一物理場更好。圖10(b)所示為電場與聲場協(xié)同作用下超聲波功率變化產(chǎn)生的影響，其中工況6超聲波功率為12.5 W、工況7超聲波功率為50.0 W。當(dāng)qeff為7.73 kW/m2時，工況6和7的傳熱強化因子分別為2.11和2.24，表明在本實驗范圍內(nèi)，超聲波功率越高的強化傳熱效果越好。圖10(c)所示為電場與聲場協(xié)同作用下超聲波頻率變化產(chǎn)生的影響，其中工況7 超聲波頻率為23 kHz、工況9 超聲波頻率為40 kHz。當(dāng)qeff為7.73 kW/m2時，工況7和9的傳熱強化因子分別為2.24和2.15，表明在本實驗范圍內(nèi)，超聲波頻率低的工況強化傳熱效果更好。圖10(d)所示為電場與聲場協(xié)同作用下超聲波布置方式變化產(chǎn)生的影響，其中工況7為進出口同時施加超聲波、工況11 只在進口施加超聲波。當(dāng)qeff為7.73 kW/m2時，工況7 和11 的傳熱強化因子分別為2.24和2.07，表明電場與聲場協(xié)同作用中進出口同時施加聲場強化傳熱效果比只在進口施加聲場的好。

圖10 傳熱強化因子隨熱流密度變化關(guān)系Fig.10 Relationship between heat transfer enhancement factor and heat flux

3.4 微細(xì)通道在外加物理場條件下流動沸騰可視化分析

圖11 所示為4 種工況下微細(xì)通道內(nèi)受限氣泡高速攝像圖，相鄰幀間隔時間為5 ms。其中單獨電場工況為電場外加電壓800 V；單獨聲場工況為超聲波在進出口同時施加、23 kHz 頻率、50 W 功率；電場與聲場協(xié)同工況為電場外加電壓800 V，超聲波在進出口同時施加、23 kHz 頻率、50 W功率。4種工況下qeff均為14.68 kW/m2，G均為115.91 kg/(m2·s)。受限氣泡的長徑比在無外加物理場、單獨電場、單獨聲場、電場和聲場協(xié)同作用下依次減小，分別為3.27，2.62，2.26 和1.83，對應(yīng)的傳熱強化因子分別為1.00，1.44，1.55 和1.87，受限氣泡長徑比越小，傳熱強化因子越高。電場作用下小氣泡分布比例增多，電場對受限氣泡產(chǎn)生介電電泳力，使氣泡收縮，導(dǎo)致電場作用下受限氣泡長徑比減小。聲場作用下的受限氣泡長徑比減小主要是因為超聲波正負(fù)壓使換熱壁面凹腔核化點更容易活化，出現(xiàn)柱狀小氣泡脫離，脫離頻率增大，使不同直徑小氣泡數(shù)量分布發(fā)生變化，結(jié)合聲場作用下氣泡之間的次級Bjerknes力，阻礙小氣泡相互靠近并融合在一起[18-21]，導(dǎo)致小直徑氣泡的數(shù)量分布增多，在單位面積總傳熱量一定的實驗條件下，大直徑的氣泡生成概率減小，導(dǎo)致受限氣泡的長徑比減小。當(dāng)電場和聲場協(xié)同作用時，聲場作用會使受限氣泡的長徑比減小，電場對長徑比較小的氣泡強化效果明顯，兩者協(xié)同作用可有效提升微細(xì)通道強化傳熱能力。當(dāng)氣泡數(shù)量較多，氣泡形態(tài)處于長徑比較小的受限氣泡時最有利于傳熱強化。

圖11 不同工況下受限氣泡高速攝像圖Fig.11 High-speed imaging of restricted bubbles under different working conditions

對可視化視頻中流經(jīng)微細(xì)通道的受限氣泡出現(xiàn)的頻率進行統(tǒng)計，在觀察窗口內(nèi)，放慢20 倍后總時長為1′34″持續(xù)視頻中，無外加物理場、單獨電場、單獨聲場、電場與聲場協(xié)同作用4種工況下受限氣泡出現(xiàn)次數(shù)分別為11，16，17 和20 次，即受限氣泡出現(xiàn)頻率為2.4，3.4，3.6 和4.2 次/s。在本實驗工況范圍內(nèi)，受限氣泡長徑比越小，受限氣泡出現(xiàn)頻率越高，強化傳熱能力越強。

圖12所示為電場與聲場協(xié)同作用下微細(xì)通道內(nèi)小氣泡高速攝像圖，相鄰幀間隔時間為5.364 ms，qeff為9.66 kW/m2，G為115.91 kg/(m2·s)。由圖12可知：在電場與聲場協(xié)同作用下，從第2幀圖像開始，氣泡被壓迫在換熱壁面上做抖動，氣泡的形狀發(fā)生了一定的變化，在第5幀圖像后逐步恢復(fù)原狀，在48.276 ms 內(nèi)氣泡在壁面上抖動(壓迫后復(fù)原)3 次，氣泡的抖動能夠加快冷流體與熱流體之間的混合速度，提升了強化傳熱效率。

圖12 電場和聲場協(xié)同作用下小氣泡高速攝像圖Fig.12 High-speed imaging of small bubbles under synergistic effect of electric field and ultrasonic field

有效強化傳熱熱流密度定義為傳熱強化因子大于1.4 的熱流密度。圖13(a)所示為G為115.91 kg/(m2·s)下外部物理場作用傳熱強化因子圖，單獨電場作用的有效強化傳熱熱流密度為7.73～14.68 kW/m2，單獨聲場作用的有效強化傳熱熱流密度為7.73～16.61 kW/m2，電場與聲場協(xié)同作用下有效強化傳熱熱流密度為7.73～22.80 kW/m2。圖13(b)所示為G為231.82 kg/(m2·s)下外部物理場作用傳熱強化因子圖，單獨電場作用的有效強化傳熱熱流密度為7.73～16.61 kW/m2，單獨聲場作用的有效強化傳熱熱流密度為7.73～20.48 kW/m2，電場與聲場協(xié)同作用下有效強化傳熱熱流密度為7.73～22.80 kW/m2。與單獨電場、單獨聲場相比，2種質(zhì)量流率下電場與聲場協(xié)同作用后有效強化傳熱熱流密度范圍均明顯增大。其原因如下：當(dāng)單獨施加電場時，在較高的熱流密度下，通道中出現(xiàn)拉長的受限氣泡，電場對拉長的受限氣泡幾乎沒有作用，此時強化傳熱效果很差，而在電場和聲場協(xié)同作用之后，受限氣泡的長徑比減小，此時微細(xì)通道在較高熱流密度的傳熱效果得到改善，有利于增大微細(xì)通道的有效強化傳熱熱流密度范圍。與單一物理場相比，2種質(zhì)量流率中質(zhì)量流率低的電場與聲場協(xié)同作用后有效強化傳熱熱流密度范圍增大幅度更大。這是因為與較高質(zhì)量流率相比，在相同熱流密度的情況下，質(zhì)量流率較低通道的飽和沸騰區(qū)域長度較長，單獨電場與單獨聲場強化傳熱能力較弱，故電場與聲場協(xié)同作用后有效強化傳熱熱流密度范圍增大幅度更大。

圖13 外加物理場作用下傳熱強化因子圖Fig.13 Heat transfer enhancement factor diagram under the action of external physical field

3.5 氣泡受力分析

微細(xì)通道中氣泡在電場和聲場的協(xié)同作用下受到的外力主要是電場力Fe、聲場力Fu和流體力FL。氣泡在非均勻電場作用下由于介電極化受到力的作用發(fā)生運動，氣泡所受到的力為介電電泳力，POHL[22]推導(dǎo)出了氣泡在電場中的介電電泳力Fe為

式中：R為氣泡的半徑；ε1與ε2分別為氣泡所處工質(zhì)的介電常數(shù)和氣泡的介電常數(shù)。

工質(zhì)氣相的介電常數(shù)要大于液相的介電常數(shù)，則介電電泳力與電場強度的梯度方向一致，即介電電泳力的方向指向電場強度減小的方向。在實際的實驗過程中產(chǎn)生電場的電極附近的電場強度明顯高于換熱壁面附近的電場強度，氣泡所受電場力指向換熱壁面。

作用于氣泡的主Bjerknes 力Fu計算公式如下[23]：

式中：f為超聲波頻率；PA為聲壓幅值；c為聲速；R(t)為任意時刻的半徑；z為距聲源的位置(聲波傳輸方向)。

流體作用在氣泡上的力主要有2個，一是由于流體的黏度，工質(zhì)的速度從通道中間到換熱壁面不斷減小，這將導(dǎo)致氣泡形成指向換熱壁面的側(cè)向力Fr[24]；另一個是在氣泡的彎月面區(qū)，由于毛細(xì)力的作用，會在氣泡前后形成一定的渦流，渦流對氣泡的作用力Fw指向線狀電極，當(dāng)氣泡靠近壁面時，彎月面區(qū)的溫度梯度會增大，這會使電場的電對流效應(yīng)更加劇烈，渦流對氣泡的作用力增大，隨著氣泡遠(yuǎn)離壁面，渦流作用力Fw明顯減小。

渦流作用力的計算公式如下[25]：

式中：CL為一定值；Vb為氣泡體積；μrel為氣泡相對流體的速度；ω為渦量。

圖14 所示為電場與聲場協(xié)同作用下微細(xì)通道內(nèi)小氣泡受力情況。在工質(zhì)流動的方向上，由于聲場的聲流效應(yīng)，通道截面處的速度梯度會增加，氣泡指向壁面的側(cè)向力Fr會增加，此外，氣泡受到向上的聲場力Fu，加速氣泡的運動，氣泡與流體的速度差減小，渦輪力Fw會在一定程度上減小，氣泡在垂直流動方向上指向換熱壁的合力增大，擠壓氣泡靠近換熱壁面。當(dāng)氣泡靠近壁面時，渦流對氣泡的作用力增大，又使得氣泡遠(yuǎn)離壁面。如圖10 所示，電場與聲場協(xié)同作用下氣泡在壁面上抖動(壓迫后復(fù)原)向上運動，促進冷熱流體混合，提高傳熱效果。

圖14 電場和聲場協(xié)同作用下小氣泡受力分析Fig.14 Force analysis of small bubbles under synergistic effect of electric field and ultrasonic field

圖15 所示為電場與聲場協(xié)同作用下微細(xì)通道內(nèi)受限氣泡受力情況，受限氣泡氣液界面受到蒸氣壓力P、液體作用力、表面張力、電場力Fe、聲場作用力Fu。氣泡在向上運動的過程中不斷吸熱，氣泡蒸氣壓力P不斷增大，氣液界面上的合力方向指向壁面，受限氣泡靠近壁面，導(dǎo)致彎月面薄液膜區(qū)域曲率變小，彎月面薄液膜區(qū)域熱阻小，傳熱效率最好，故傳熱效果得到了提升。

圖15 電場和聲場協(xié)同作用下受限氣泡受力分析Fig.15 Force analysis of restricted bubbles under synergistic effect of electric field and ultrasonic field

4 結(jié)論

1) 單獨電場與單獨聲場在有效強化熱流密度范圍內(nèi)對微細(xì)通道傳熱均有強化效果。在單獨電場作用下，電壓在200～800 V范圍內(nèi)，傳熱系數(shù)隨電壓增大而增大；而在單獨聲場作用下的傳熱系數(shù)與超聲波換能器的布置位置有關(guān)，強化傳熱效果從小到大依次為出口超聲波、進口超聲波和進出口超聲波。

2) 電場和聲場的協(xié)同作用強化傳熱效果要比單個物理場作用下的傳熱強化效果更強。在本文實驗工況下，電場電壓為800 V、聲場功率為50 W、頻率為23 kHz 的進出口同時施加超聲波，具有最好的相變傳熱協(xié)同效果，傳熱強化因子最大，為2.24。單獨電場外部電壓800 V工況下傳熱強化因子最大為1.57，單獨聲場功率為50 W，頻率為23 kHz，進出口同時施加超聲波工況下傳熱強化因子最大為1.75。電場與聲場協(xié)同作用過程中進出口施加超聲波比只有進口施加超聲波的強化傳熱效果強。

3) 與單獨電場、聲場相比，電場和聲場協(xié)同作用后，受限氣泡長徑比減小，在觀察窗口單位時間內(nèi)出現(xiàn)頻率增大，強化傳熱能力增強。在質(zhì)量流率為115.91 kg/(m2·s)和有效熱流密度為14.68 kW/m2條件下，單獨電場(外加電壓為800 V)、單獨聲場(功率為50 W，頻率為23 kHz，進出口同時施加超聲波)、電場與聲場協(xié)同作用(電場外加電壓為800 V，超聲波功率為50 W，超聲波頻率為23 kHz，進出口同時施加超聲波)3種工況下受限氣泡的長徑比分別為2.62，2.26和1.83，受限氣泡在窗口出現(xiàn)頻率分別為3.4，3.6和4.2次/s。聲場作用使受限氣泡長徑比減小，電場對小長徑比的受限氣泡有明顯強化傳熱作用，兩者結(jié)合使得電場與聲場協(xié)同作用下強化傳熱能力得到有效提升。

4) 電場與聲場協(xié)同作用使通道的有效強化傳熱(傳熱強化因子大于1.4)熱流密度范圍增大，在質(zhì)量流率為115.91 kg/(m2·s)時，單獨電場(外加電壓為800 V)有效強化傳熱熱流密度范圍為7.73～14.68 kW/m2，單獨聲場(功率為50 W，頻率為23 kHz，進出口同時施加超聲波)有效強化傳熱熱流密度范圍為7.73～16.61 kW/m2，電場與聲場協(xié)同作用(電場外加電壓為800 V，超聲波功率為50 W，超聲波頻率為23 kHz，進出口同時施加超聲波)有效強化傳熱熱流密度范圍為7.73～20.48 kW/m2。