何 為 洪芳軍 張朝陽

(上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院動(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 上海 200240)

受限式陣列射流沸騰換熱影響參數(shù)研究

何 為 洪芳軍 張朝陽

(上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院動(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 上海 200240)

針對(duì)20 mm×40 mm的加熱面，射距和孔徑比值分別為1、1.5、3，孔間距和孔徑比值為4、5，孔數(shù)32、50的多種射流結(jié)構(gòu)，以質(zhì)量濃度為43%的乙二醇水溶液作為射流工質(zhì)，在不同的射流速度、射流工質(zhì)過冷度和測(cè)試段出口壓力下，對(duì)受限式陣列射流冷卻單相/兩相換熱性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明，在單相冷卻段，存在最優(yōu)的射流距離使得換熱效果最佳;在核態(tài)沸騰區(qū)域，射流距離對(duì)傳熱系數(shù)的影響不大，但是對(duì)于臨界熱流密度卻有著重要的影響;相變壓力越高，核態(tài)沸騰傳熱系數(shù)越大;在相同的射流速度或流量下，射流孔間距越小(或射流孔個(gè)數(shù)越多)，平均傳熱系數(shù)越大。

乙二醇水溶液 受限 射流 沸騰 臨界熱流密度

1 引言

射流沖擊冷卻是指液體冷卻工質(zhì)在壓差作用下，通過圓形小孔或其它形狀的縫隙，高速射流沖擊到加熱表面上對(duì)其進(jìn)行冷卻。由于流體直接沖擊表面，流程短且與被沖擊表面上形成的邊界層很薄，因此能夠產(chǎn)生很強(qiáng)的對(duì)流傳熱效果。在一定的射流速度下，當(dāng)熱流密度足夠高時(shí)，近壁面流體將產(chǎn)生沸騰傳熱，而其余流體仍處于過冷狀態(tài)，這種射流狀態(tài)下的過冷沸騰，能夠?qū)崿F(xiàn)遠(yuǎn)高于常規(guī)池沸騰或流動(dòng)沸騰的傳熱系數(shù)和臨界熱流密度，是解決高熱流密度散熱的重要技術(shù)，日益受到重視。

射流冷卻可分為自由式、浸沒式和受限式3種。在自由式射流中，射流出口處于氣體或蒸氣環(huán)境中;在浸沒式射流中，射流的出口位于與射流流體相同或不同種類的液池中，而液池上方仍處于氣體或蒸氣環(huán)境中;在受限式射流中，液體被射流到與外界氣體完全隔離的射流腔或通道內(nèi)，不存在與外部聯(lián)系的自由汽液界面。由于單孔射流的覆蓋范圍有限，對(duì)于大面積熱源的應(yīng)用，需要采用多孔陣列射流以保證冷卻效果。

Monde等人［1］以水和 R113為工質(zhì)對(duì)單個(gè)圓孔自由式射流的臨界熱流密度進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)臨界熱流密度主要和射流速度和加熱面積的大小有關(guān)，射流液體過冷度對(duì)臨界熱流密度的提高有一定的作用。Wolf等人［2］以水為工質(zhì)對(duì)方形孔隙單孔自由式射流沸騰進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)增加射流速度會(huì)延遲核態(tài)沸騰的出現(xiàn)，沸騰先從離射流沖擊區(qū)較遠(yuǎn)的地方開始，隨著熱流密度的增加往射流沖擊區(qū)域靠近，一旦核態(tài)沸騰在整個(gè)加熱面上充分發(fā)展，整個(gè)傳熱面的傳熱系數(shù)比較均勻。Ma等人［3］以R113為工質(zhì)對(duì)單個(gè)圓孔浸沒式射流沸騰進(jìn)行了研究，結(jié)果表明對(duì)于不同的射流速度，隨著熱流密度的增加，沸騰傳熱曲線都靠近同一條漸進(jìn)線，也就是說，在高熱流密度下，充分發(fā)展核態(tài)沸騰是主導(dǎo)的傳熱機(jī)制，通過對(duì)池沸騰經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式往更高熱流密度方向的延伸(超過池沸騰的臨界熱流密度)，可以估算充分發(fā)展核態(tài)沸騰的傳熱系數(shù)。Cardenas等人［4］以FC72為工質(zhì)，對(duì)單個(gè)圓孔的浸沒式射流沸騰進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明在射流Re數(shù)一定下，臨界熱流密度隨著射流速度的增加(或孔徑的減小)而增加，當(dāng) Re＞4 000，Monde等人［1］的自由式射流的臨界熱流密度關(guān)聯(lián)式能夠較好預(yù)測(cè)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，而對(duì)于Re＜4 000的情況，則誤差很大，原因在于對(duì)于低Re數(shù)射流，液池對(duì)射流產(chǎn)生了影響。Shin等人［5］以PF5060為工質(zhì)，對(duì)單個(gè)方形孔隙的受限式射流沸騰進(jìn)行了研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn):即使在充分發(fā)展核態(tài)沸騰段，隨著與射流沖擊區(qū)距離的增加，壁面溫度仍呈上升趨勢(shì)，表明對(duì)于受限式射流沸騰，沸騰傳熱系數(shù)沿壁面流動(dòng)方向是變化的，這和自由式射流的情況不同;當(dāng)射流流量(流速)固定時(shí)，存在某個(gè)射流距離H使得臨界熱流密度最小，可見對(duì)于受限式射流沸騰，射流距離的選擇非常重要。Ndao等人［6］以R134a為工質(zhì)，在硅基光滑和各種形狀(包括圓形、方形或水翼形)微針肋表面上的單孔受限式射流沸騰傳熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明針肋表面能夠抑制壁溫過沖和沸騰滯后現(xiàn)象，和光滑表面相比，從單相到兩相傳熱的過度變得平緩，沸騰起始點(diǎn)的過熱度更低，沸騰傳熱系數(shù)更高。Meyer等人［7］以FC72為工質(zhì)，對(duì)矩形射流孔陣列的受限式射流沸騰傳熱進(jìn)行了研究，結(jié)果表明臨界熱流密度隨著射流速度的增加和過冷度的增加而增加，單孔隙射流的臨界熱流密度關(guān)聯(lián)式必須進(jìn)行修正才能應(yīng)用于多孔隙射流。Chien等人［8］以FC72為工質(zhì)，對(duì)銅基直肋和針肋表面上的自由式和受限式的飽和射流沸騰傳熱進(jìn)行了研究，結(jié)果表明射流孔個(gè)數(shù)越多，傳熱性能越好，肋面積增加比(傳熱面積/基底面積)越大，相同壁溫下的熱流密度越高，因此采用高深寬比的肋，可以強(qiáng)化射流沸騰傳熱。

以上文獻(xiàn)分析表明，自由式、浸沒式和受限式射流沸騰具有不同的沸騰換熱特性，換熱系數(shù)和臨界熱流密度關(guān)聯(lián)式不具通用性，陣列射流和單孔射流也有所區(qū)別。另外，目前射流冷卻研究普遍采用了水、電子冷卻液(如 FC72，PF5052等)或制冷劑作(如R113，R134a等)為工質(zhì)，由于水的凝固點(diǎn)為0℃，無法應(yīng)用于0℃以下的低溫環(huán)境，而電子冷卻劑和制冷劑的表面張力、汽化潛熱以及導(dǎo)熱系數(shù)都較低，其傳熱系數(shù)和臨界熱流密度都遠(yuǎn)不如水，而且這些工質(zhì)的表面張力低，浸潤(rùn)性好，容易發(fā)生壁溫過沖和沸騰滯后等對(duì)實(shí)際應(yīng)用不利的現(xiàn)象。本文以質(zhì)量濃度為43%的乙二醇水溶液(凝固點(diǎn)溫度-25.3℃)為射流冷卻工質(zhì)，根據(jù)導(dǎo)熱系數(shù)、汽化潛熱，以及表面張力等物性參數(shù)，通過沸騰相變的一般性原理可以推測(cè)乙二醇水溶液的沸騰傳熱性能應(yīng)該遠(yuǎn)高于電子冷卻劑和制冷劑。雖然乙二醇水溶液作為發(fā)動(dòng)機(jī)防凍劑廣為使用，已有文獻(xiàn)［9-10］對(duì)其流動(dòng)沸騰特性進(jìn)行過一些研究，但是對(duì)射流沸騰還沒有公開文獻(xiàn)進(jìn)行過報(bào)導(dǎo)。

2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和測(cè)量方法

射流冷卻實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。冷卻循環(huán)路主要包括儲(chǔ)液罐、水泵、射流測(cè)試段、換熱器、流量計(jì)、過濾器以及調(diào)節(jié)閥門等。系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)，從射流測(cè)試段出來的熱流體，通過節(jié)流閥門進(jìn)入儲(chǔ)液罐，然后經(jīng)過水冷式板式換熱器冷卻到預(yù)定溫度后，通過水泵提壓，流經(jīng)過濾器和流量計(jì)，進(jìn)入射流段，從而完成一次循環(huán)。由于本研究的液體射流冷卻具有很大的過冷度，在射流段測(cè)試段內(nèi)相變產(chǎn)生的氣泡在離開加熱面不遠(yuǎn)處，將很快被射流液體本身凝結(jié)，從而使得汽液兩相流只存在于射流測(cè)試段內(nèi)。為了準(zhǔn)確控制射流流量，除了通過變頻器控制泵的轉(zhuǎn)速外，還在水泵出口和儲(chǔ)液罐之間設(shè)置了旁路，通過調(diào)節(jié)旁路上的閥門開度，可以更為精確地調(diào)節(jié)射流流量。射流入口溫度通過板式換熱器冷卻水的入口溫度來調(diào)節(jié)。因?yàn)閮?chǔ)液罐內(nèi)為汽液兩相，其壓力由相平衡溫度決定，所以通過調(diào)節(jié)測(cè)試段和儲(chǔ)液罐內(nèi)之間的閥門開度實(shí)現(xiàn)射流測(cè)試段內(nèi)的相變壓力控制。

圖1 封閉式射流冷卻實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Schematic of closed cycle of jet cooling experiment system

如圖2(a)所示，射流測(cè)試段主要由射流出口層、射流入口層、射流緩沖腔、射流孔板以及射流表面(加熱面)和射流孔板層圍成的射流腔組成。液體從射流入口層的側(cè)面進(jìn)入，折向后垂直進(jìn)入射流緩沖腔(圖中箭頭所指為流體流動(dòng)方向)，為了避免射流流體直接沖擊射流孔板，造成射流流量在孔隙間的分配不均，射流緩沖腔的截面尺寸和容積都相對(duì)較大，從而使從入口層進(jìn)入的流體被減速到很低的流速，以保證射流腔體內(nèi)近射流孔處的壓力基本一致。射流腔體內(nèi)的流體在壓差的作用下，通過射流孔板層，射流到加熱表面上對(duì)其進(jìn)行冷卻;如圖2(b)所示，流體通過加熱面層和射流孔板層之間的間隙(射流距離)，然后再往上折返，分別經(jīng)過射流孔板層、射流緩沖腔、射流入口層，最后匯聚到射流出口層，從其側(cè)面布置的出口處流出。為了保證系統(tǒng)的密封性，各層之間采用硅膠密封墊圈進(jìn)行密封連接。除了射流孔板采用鋁板加工外，射流段各層的材料均采用G-10玻璃纖維板材。

圖2 射流測(cè)試段示意圖Fig.2 Schematic of test section for jet impingement cooling

圖2(c)所示為射流孔板示意圖，兩種射流孔板的尺寸與加熱面的尺寸相等，均為20 mm×40 mm。左側(cè)的射流孔板直徑d=1mm，S/d=5，S為射流孔間的孔距此時(shí)射流孔數(shù)N=32個(gè)，右側(cè)的射流孔板直徑d=1 mm，S/d=4，此時(shí)射流孔數(shù) N=50個(gè)，圖2(b)所示為射流腔局部放大圖，圖中左側(cè)為射流孔板的前視圖，從圖中可見，通過改變射流孔板下半部分的高度h就可以相應(yīng)改變射流冷卻系統(tǒng)的射流距離H。

實(shí)驗(yàn)的模擬熱源由鎳鉻合金(Cr15Ni60)加熱薄膜提供，電阻率為(1.12±0.06)μΩ·m，厚度為0.03 mm，實(shí)際加熱面積為20 mm×40 mm，其電阻約為0.072 Ω，如圖2(b)所示，通過齊平安裝的方法安裝于射流腔的底面，采用大功率直流電源供電。實(shí)驗(yàn)前，加熱表面先用2000#砂紙打磨，然后利用蒸餾水將換熱表面的殘余物質(zhì)沖洗干凈。為了測(cè)量加熱表面的溫度，在加熱表面的反面上布置了21個(gè)線徑為0.127 mm的K型熱電偶(標(biāo)定后測(cè)量精度為±0.1℃)，具體位置如圖2(c)所示。

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)采用壓力表來監(jiān)測(cè)儲(chǔ)液罐的壓力和水泵出口的壓力;采用壓力傳感器(壓力測(cè)量范圍為0—5×105Pa，精度為0.06%)來測(cè)量射流測(cè)試段出口和入口的壓力，采用量程分別為0—60 L/h、0—150 L/h、0—400 L/h的玻璃轉(zhuǎn)子流量計(jì)來測(cè)量不同流量范圍的射流流量，以保證測(cè)量精度;采用鎧裝熱電偶(標(biāo)定后精度為0.1℃)測(cè)量射流測(cè)試段入口和出口處的溫度。除了壓力表和流量計(jì)，所有熱電偶的信號(hào)和壓力傳感器的信號(hào)都通過Keithly 2700數(shù)據(jù)采集儀獲得并傳輸?shù)诫娔X中存儲(chǔ)。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

圖3所示為射流距離H分別為1、1.5和3 mm，在不同的射流速度V、入口溫度Tin下，壁面平均溫度Ts，ave和射流入口溫度Tin的差ΔT和熱流密度q的關(guān)系?？梢姡跓崃髅芏容^小時(shí)，q-ΔT曲線幾乎呈線性，換熱處于單相對(duì)流換熱段，射距為1.5 mm的沸騰曲線在最左邊，射距1 mm的沸騰曲線在中間，射距3 mm的沸騰曲線在最右邊，這表明在單相換熱段時(shí)，射距1.5 mm時(shí)射流冷卻的平均換熱系數(shù)最高，射距1 mm的傳熱系數(shù)次之，射距3 mm時(shí)傳熱系數(shù)最低，說明對(duì)于單相射流換熱，存在最優(yōu)的射流距離使得換熱效果最佳。當(dāng)熱流密度q達(dá)到一定值時(shí)各條q-ΔT曲線都開始變陡，表明開始出現(xiàn)了核態(tài)沸騰，此時(shí)不同射距下的曲線的差距逐漸變小，并幾乎出現(xiàn)重合現(xiàn)象，這表明隨著核態(tài)沸騰的發(fā)展，平均傳熱系數(shù)趨于一致。因此，在本文研究的工況范圍內(nèi)，射流距離對(duì)于充分核態(tài)沸騰換熱的影響很小。當(dāng)熱流密度繼續(xù)增加時(shí)，此時(shí)不同射距之間的傳熱系數(shù)又開始出現(xiàn)了差別，并逐漸變大，當(dāng)熱流密度達(dá)到某個(gè)值時(shí)，都出現(xiàn)了ΔT的急劇上升，這是臨界熱流密度出現(xiàn)的標(biāo)志;之后，加熱薄膜被燒壞，無法繼續(xù)實(shí)驗(yàn)。由圖3(a)中的表格可見，射距為1.5 mm時(shí)的臨界熱流密度最大，其次為射距1 mm，射距3 mm的臨界熱流密度最小。這表明射流距離對(duì)于核態(tài)沸騰后期的傳熱系數(shù)和臨界熱流密度具有重要的影響。分析其原因，主要是因?yàn)楫?dāng)射流距離較小時(shí)，射流對(duì)氣泡的沖擊變得比較劇烈，有利于提高臨界熱流密度，但是如果距離太小，不利于氣泡的排除，反而會(huì)造成臨界熱流密度的降低。因此，對(duì)于受限式射流沸騰，射流距離的選擇非常重要。

圖3 不同射距下的沸騰曲線Fig.3 Boiling curve under different jet-to-target spacing

圖4所示為射流速度V=0.31 m/s，入射溫度Tin=60℃，不同射流孔數(shù)N=32、50的實(shí)驗(yàn)條件下的沸騰曲線。由于孔徑相同，孔數(shù)不同，相同射流速度下兩者射流流量有較大不同，50個(gè)孔時(shí)的射流流量要遠(yuǎn)大于32個(gè)孔時(shí)的射流流量。由圖可見，相同流速和過冷度的實(shí)驗(yàn)條件下，孔數(shù)越多，沸騰曲線越靠左，表面平均壁面溫度與入射溫度之差ΔT越小，在單相區(qū)和兩相區(qū)，相同射流流速下，射流孔數(shù)越多，傳熱系數(shù)越大。

圖4 Tin=60℃，V=0.31 m/s時(shí)不同射流孔數(shù)下的沸騰曲線Fig.4 Boiling curve under different jet-to-jet spacing at Tin=60℃，V=0.31 m/s

圖5所示分別為射流流量Q=0.75 L/min，入射溫度Tin=60℃，不同射流孔數(shù)N=32、50的實(shí)驗(yàn)條件下的沸騰曲線。根據(jù)計(jì)算，當(dāng)射流流量Q=0.75 L/min時(shí)，射流孔數(shù)為32個(gè)和50個(gè)的射流速度分別為0.5 m/s和V=0.3 m/s。由圖可見，在射流單相換熱段，不同孔數(shù)的曲線之間的差距并不大，孔數(shù)多的平均傳熱系數(shù)稍高。這說明孔數(shù)對(duì)射流單相換熱段的換熱性能影響并不明顯。當(dāng)曲線進(jìn)入核態(tài)沸騰區(qū)之后，兩條曲線之間的差距明顯增大，射流孔數(shù)多的平均傳熱系數(shù)要大于射流孔數(shù)少的。32個(gè)射流孔在熱流密度為95 W/cm2時(shí)已經(jīng)出現(xiàn)了臨界熱流密度，而此時(shí)50個(gè)射流孔仍處核態(tài)沸騰區(qū)。這說明射流孔數(shù)對(duì)臨界熱流密度也有一定影響，孔數(shù)越多，臨界熱流密度越大。

圖5 Tin=60℃，Q=0.75 L/min時(shí)不同射流孔數(shù)下的沸騰曲線Fig.5 Boiling curve under different jet-to-jet spacing at Tin=60℃，Q=0.75 L/min

圖6所示為不同系統(tǒng)壓力下對(duì)應(yīng)的q-Ts，ave曲線，Ts，avg為壁面平均溫度。不同系統(tǒng)壓力下乙二醇水溶液的飽和溫度有差別，當(dāng)系統(tǒng)壓力等于150 kPa時(shí)，乙二醇水溶液的飽和溫度為118℃;p=200 kPa時(shí)，Tsat=127℃;p=250 kPa時(shí)，Tsat=135℃。從圖中的壁溫隨熱流密度的曲線可以明顯看到單相換熱區(qū)到兩相換熱區(qū)的轉(zhuǎn)變，即壁面溫度隨熱流密度的變化速度減小。系統(tǒng)壓力等于150 kPa時(shí)射流冷卻實(shí)驗(yàn)進(jìn)入兩相區(qū)時(shí)的壁面溫度約為113℃，而系統(tǒng)壓力等于250 kPa時(shí)射流冷卻進(jìn)入兩相區(qū)的壁面溫度約為130℃，這兩個(gè)溫度都低于相應(yīng)的飽和溫度118℃和135℃。出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因在于，射流滯止區(qū)(射流中心沖擊區(qū)域)的傳熱系數(shù)較大，壁面溫度較低，而且由于射流引起的滯止壓力較大，所以當(dāng)核態(tài)沸騰在偏離射流滯止區(qū)域的加熱面上開始時(shí)，射流中心區(qū)域仍為單相對(duì)流傳熱，壁面溫度低于飽和溫度，因此使得乙二醇水溶液在加熱表面平均溫度低于飽和溫度的情況下，平均溫度曲線已表現(xiàn)出了相變換熱的現(xiàn)象。由圖6還可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)射流換熱都處于單相段時(shí)，不同系統(tǒng)壓力下的壁面溫度的差距很小，幾乎重合;當(dāng)熱流密度大到一定程度時(shí)，壓力低的射流開始出現(xiàn)相變換熱，換熱系數(shù)開始明顯變大，而此時(shí)壓力較高的射流仍處于單相換熱，換熱系數(shù)系數(shù)基本保持不變，因此相同熱流密度下的壁溫開始出現(xiàn)了差距。當(dāng)熱流密度大到，盡管所有壓力對(duì)應(yīng)下的射流都出現(xiàn)了相變換熱，但是由于壓力高的射流的飽和溫度高，因此其壁面溫度仍高于壓力低的射流。

圖6 Tin=10℃，V=0.6 m/s時(shí)不同系統(tǒng)壓力下的沸騰曲線Fig.6 Boiling curve under different system pressure at Tin=10℃，V=0.6 m/s

圖7所示為加熱面有核態(tài)沸騰發(fā)生時(shí)，壁面平均溫度Ts，ave和射流飽和溫度Tsat的差ΔTsat(即平均壁面過熱度)和熱流密度q的關(guān)系圖(q-ΔTsat)。如圖所示，前階段各條q-ΔTsat曲線比較陡，后階段各條曲線開始變平緩(平均壁面過熱度隨熱流密度的增加而上升的速度變大)，這表明一開始有更多的加熱面出現(xiàn)了核態(tài)沸騰，所以傳熱系數(shù)增大，而當(dāng)所有加熱面都出現(xiàn)核態(tài)沸騰后，隨著熱流密度的繼續(xù)上升，核態(tài)沸騰傳熱系數(shù)出現(xiàn)了下降。由圖7還可以發(fā)現(xiàn)，系統(tǒng)壓力越高沸騰曲線越靠左，表明相同熱流密度q對(duì)應(yīng)的ΔTsat越小，核態(tài)換熱系數(shù)越大，這和核態(tài)沸騰的理論是一致的。

4 結(jié)論

建立了閉式循環(huán)的射流冷卻實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，針對(duì)20 mm×40 mm的加熱面，射距和孔徑比值H/d=1、1.5、3，孔間距和孔徑比值 S/d=4、5，孔數(shù) N=32、50的多種射流結(jié)構(gòu)，以質(zhì)量濃度為43%的乙二醇水溶液作為射流工質(zhì)，在不同的射流速度、射流工質(zhì)過冷度下和測(cè)試段出口壓力下，對(duì)受限式陣列射流冷卻單相/兩相傳熱性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明:

圖7 Tin=10℃，V=0.6 m/s時(shí)不同系統(tǒng)壓力下的傳熱系數(shù)曲線Fig.7 h-t curve under different system pressureat Tin=10℃，V=0.6 m/s

對(duì)于單相冷卻段:

(1)在相同的射流速度下，射流孔數(shù)越多平均換熱系數(shù)越大，但在相同的射流流量下，射流孔數(shù)對(duì)平均換熱系數(shù)的影響較小;

(2)系統(tǒng)壓力對(duì)單相換熱段的換熱系數(shù)影響不大;

(3)3種射距比較，射距1.5 mm換熱效果最好，平均換熱系數(shù)最大，表明存在最佳射流距離。

對(duì)于相變換熱段:

(1)射流距離對(duì)充分發(fā)展核態(tài)沸騰段的換熱系數(shù)影響不大;

(2)其它條件相同下，系統(tǒng)壓力越大，核態(tài)沸騰段的換熱系數(shù)越大;

(3)相同射流速度或流量下，射流孔數(shù)越多，核態(tài)沸騰換熱系數(shù)越大;

(4)相同流量或相同流速下，射流孔數(shù)越多，臨界熱流密度越大;

(5)隨著射流距離的增加，臨界熱流密度先上升后下降。

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Parametric study on confined jet array impingement boiling of aqueous ethylene glycol solutions

He WeiHong Fangjun Zhang Chaoyang

(Ministry of Education Key Laboratory of Power Machinery and Engineering School of Mechanical and Power Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China)

A closed-loop experimental setup was built for the study of the confined jet array impingement boiling of 43%mass concentration aqueous ethylene glycol solution.The rectangular heating surface is 20 mm by 40 mm and the in-line jet array has the jet orifice diameter d=1mm，the dimensionless jet-to-target spacing H/d=1，1.5 and 3，and the dimensionless jet-to-jet spacing S/d=4 and 5.The experiments were performed at different system pressure，jet impingement velocity and inlet sub-cooling.The experimental results show that in single-phase convective cooling regime，the smaller the jet-to-jet spacing，the larger the heat transfer coefficient，and there is an optimal jet-to-target spacing that makes the heat transfer best.In nucleate boiling regime，the jet-to-target distance has negligible effects in the range of experimentally tested parameters，but has an important influence on the critical heat flux(CHF).The higher the system pressure and the smaller the jet-to-jet spacing，the larger the heat transfer coefficient.

aqueous ethylene glycol solution;confined;jet impingement;boiling;critical heat flux

TB61，TB66

A

1000-6516(2013)05-0046-06

2013-05-14;

2013-10-15

上海航天技術(shù)研究院-上海交大航天先進(jìn)技術(shù)聯(lián)合研究中心資助項(xiàng)目(USCAST2012-03)。

何 為，男，27歲，碩士研究生。