姜圣列　馬虎根　徐法堯

摘 要： 對國內(nèi)外微通道流動和換熱的研究實(shí)驗(yàn)作了總結(jié)，闡述了影響微通道換熱系數(shù)的因素，如熱流密度、過熱度和干度等.對去離子水在內(nèi)徑為0.65 mm、長為102 mm的圓形管道內(nèi)流動沸騰換熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得到了局部換熱系數(shù)隨干度的變化關(guān)系，進(jìn)而根據(jù)換熱系數(shù)的變化趨勢討論了飽和流動沸騰區(qū)微通道內(nèi)主導(dǎo)的換熱機(jī)制.結(jié)果表明：從換熱系數(shù)隨干度的變化關(guān)系很難判定主導(dǎo)的換熱機(jī)制；將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與已發(fā)表的預(yù)測關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)大多關(guān)聯(lián)式都失效，說明基于常規(guī)理論的模型不再適用于微通道.

關(guān)鍵詞：微通道； 流動沸騰換熱； 干度； 換熱關(guān)聯(lián)式； 模型

中圖分類號： TK 124 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

隨著傳統(tǒng)機(jī)電系統(tǒng)微型化的發(fā)展及其應(yīng)用領(lǐng)域的不斷擴(kuò)大，有關(guān)流體在微通道中流動和換熱的研究也越來越引起人們的重視，傳統(tǒng)流動和傳熱理論在微尺度下是否依然適用是目前研究的重要課題之一[1].但微細(xì)通道內(nèi)的流動沸騰特點(diǎn)還沒有被清晰地闡明.因此國際上逐步形成了微細(xì)尺度傳熱這一新的分支學(xué)科.Lazarek等[2]對R113在小通道和大管道的流動沸騰特征作了對比，結(jié)果與Kandlikar[3]的關(guān)聯(lián)式吻合較好，但高干度區(qū)存在一定差別.Kamidis等[4]對1.59 mm小管內(nèi)R113的流動沸騰換熱實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作了整理，并與Kandlikar關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了比較，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，液相雷諾數(shù)Re1=5 720時(shí)，兩者吻合較好，但Re1=2 370時(shí)，關(guān)聯(lián)式結(jié)果偏低.Wambsganss[5]的實(shí)驗(yàn)顯示出熱流系數(shù)對熱流密度和質(zhì)量流率的依賴性，這表明核態(tài)沸騰和對流沸騰機(jī)理對換熱有重要影響.

Tran等[6]實(shí)驗(yàn)研究了R12在管徑為2.92 mm圓管內(nèi)的流動沸騰換熱特性，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)壁面過熱度大于2.75 K時(shí)，局部換熱系數(shù)受質(zhì)量流量（50～695 kg·m-2·s-1）和平衡干度（0.20～0.75）的影響不大，但會隨著熱流密度的變化而改變.根據(jù)常規(guī)通道內(nèi)流動沸騰換熱理論，Tran認(rèn)為微通道內(nèi)流動沸騰總是核態(tài)沸騰換熱模式，并將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合成核態(tài)沸騰主導(dǎo)關(guān)聯(lián)式形式，即q=aΔTn，其中：q為熱流密度；ΔT為過熱度；a為常數(shù)；n=2.7.這種形式是典型的池沸騰關(guān)聯(lián)式.實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)壁面過熱度小于2.75 K，沸騰曲線的斜率發(fā)生很大的改變.Tran認(rèn)為換熱模式轉(zhuǎn)變?yōu)閺?qiáng)制對流主導(dǎo)，換熱系數(shù)只是隨著熱流密度的變化而改變.

Zhao等[7]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在一定熱流密度區(qū)間，換熱系數(shù)不隨熱流密度變化而變化.而Hwang等[8]的實(shí)驗(yàn)表明，在很寬泛的干度區(qū)間熱流密度及質(zhì)量流量都對換熱系數(shù)有很大的影響.

Jatuporn等[9]研究了R134a在水力直徑分別為1.1 mm和1.2 mm微通道內(nèi)的流動沸騰換熱特性.結(jié)果表明，換熱系數(shù)變化趨勢與Jatuporn關(guān)聯(lián)式[10]符合較好.Jatuporn關(guān)聯(lián)式是在單相強(qiáng)制對流基礎(chǔ)上加上兩相修正因子S得到，在該關(guān)聯(lián)式基礎(chǔ)上又考慮了熱流密度和質(zhì)量流量的影響，分別以沸騰數(shù)Bo（代表加熱量與蒸發(fā)量關(guān)系）和韋伯?dāng)?shù)We（代表慣性力和表面張力效應(yīng)之比）表示，最終得到換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式h=f（S，Bo，We，h1），其中h1為單相時(shí)換熱系數(shù).

Li等[11]認(rèn)為與沸騰換熱有關(guān)的力有：重力、慣性力、黏性力和表面張力，用無量綱數(shù)Bond（浮力和表面張力的比值）和雷諾數(shù)Re表示.Li從力學(xué)角度擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，將換熱系數(shù)表示為這些無量綱數(shù)的關(guān)聯(lián)式.此外，考慮到微通道內(nèi)的沸騰實(shí)驗(yàn)表明了換熱系數(shù)與熱流密度和質(zhì)量流量的關(guān)系，引入Bo.最終換熱系數(shù)可表示為Bo、Bond和Re的函數(shù)，從而建立適用于微通道飽和流動沸騰換熱關(guān)聯(lián)式.

Thome等[12]提出了微管道內(nèi)流動沸騰的三區(qū)模型.建立該模型的思路為：假定氣泡在微通道內(nèi)快速成核并生長到通道直徑大小，氣泡的生長空間受到管壁的限制，從而形成一系列拉長的氣泡.與此同時(shí)，一薄層液膜在拉長的氣泡和管壁間形成，此液膜將擔(dān)負(fù)起熱量傳遞的主要任務(wù).周期性產(chǎn)生的氣泡將下游的流動區(qū)域劃分為液塞區(qū)和拉長氣泡區(qū).隨著傳熱過程的進(jìn)行，如果拉長氣泡區(qū)部分液膜被蒸干還將產(chǎn)生汽塞區(qū).在通道某一橫截面位置液塞、拉長泡狀流和/或汽塞隨時(shí)間周期性通過.流體和管壁間的熱量傳遞主要通過液塞的對流換熱、拉長氣泡液膜的導(dǎo)熱和干涸區(qū)的蒸汽對流換熱三部分進(jìn)行.根據(jù)一個周期內(nèi)三種換熱模式在該截面處分別所占據(jù)的時(shí)間權(quán)重，計(jì)算一個周期內(nèi)該截面處的局部時(shí)均換熱系數(shù).該模型可定性解釋實(shí)驗(yàn)得到的換熱系數(shù)的變化趨勢，定量分析結(jié)果也較合理（67%的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)在模型預(yù)測值的±30%之內(nèi)）.

綜上可知，對于微通道流動沸騰還沒有通用的換熱關(guān)聯(lián)式.本文對去離子水在直徑為0.65 mm不銹鋼圓形截面微通道內(nèi)流動沸騰換熱進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，得到換熱系數(shù)隨干度的變化趨勢，然后將得到的飽和流動沸騰局部換熱系數(shù)與已發(fā)表的基于常/微通道建立的預(yù)測關(guān)聯(lián)式進(jìn)行比較.

1 實(shí)驗(yàn)過程

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

設(shè)計(jì)了標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力下去離子水在微細(xì)通道內(nèi)流動和換熱研究實(shí)驗(yàn)裝置，如圖1所示.

該實(shí)驗(yàn)裝置包括兩部分：流體流動與傳熱部分和數(shù)據(jù)采集部分.實(shí)驗(yàn)運(yùn)行流程為：儲液箱內(nèi)的去離子水在恒流泵的驅(qū)動下，以某一恒定流量進(jìn)入預(yù)熱段吸收熱量達(dá)到某一恒定的出口溫度.之后去離子水進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段，去離子水在實(shí)驗(yàn)段流動過程中吸收由直流加熱電源提供的加熱量，同時(shí)Agilent數(shù)據(jù)采集儀采集由壓力傳感器a、b分別測得的流體進(jìn)、出口壓力，由熱電阻a、b分別測得的流體進(jìn)、出口溫度，熱電偶a、b、c、d測得的實(shí)驗(yàn)段壁面溫度，并將采集數(shù)據(jù)輸入計(jì)算機(jī).去離子水通過冷凝裝置后流入燒杯，用電子天平稱得液體的質(zhì)量，用秒表記錄稱重時(shí)間，從而得出去離子水的流量.進(jìn)、出口溫度采用4線制熱電阻測量，熱電阻Pt100精度為A級；進(jìn)、出口壓力采用U.S.Setra 209系列壓力傳感器測量，精度為0.25%；壁面溫度采用E型熱電偶測量，標(biāo)定精度為0.1℃；質(zhì)量采用FA2004電子天平測量，精度為0.1 mg.微通道內(nèi)徑為0.65 mm，長度為102 mm.

1.2 實(shí)驗(yàn)步驟

實(shí)驗(yàn)過程中設(shè)定泵的轉(zhuǎn)速為一定值，調(diào)節(jié)預(yù)熱段加熱器使實(shí)驗(yàn)段入口溫度恒定在40℃，然后調(diào)節(jié)實(shí)驗(yàn)段的直流輸出電源.隨著實(shí)驗(yàn)段電源輸出功率的增加實(shí)驗(yàn)段出口溫度逐漸升高（此時(shí)入口溫度一般也會發(fā)生小的波動，這主要是由熱量沿微通道管壁和流體的軸向?qū)嵋鸬模摬糠直疚牟]有考慮）.在每個實(shí)驗(yàn)段輸出功率對應(yīng)的工況下，待流動和傳熱達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)約需30 min采集壓力和溫度數(shù)據(jù)，測量10 min的流量完成一個實(shí)驗(yàn)工況的工作.調(diào)節(jié)實(shí)驗(yàn)段直流輸出電源的輸出功率，過冷度很大時(shí)（本實(shí)驗(yàn)中壁面溫度為70～98℃）一般以出口溫度升高5℃為一個實(shí)驗(yàn)工況.完成這一流量下的實(shí)驗(yàn)工況重新設(shè)定泵的轉(zhuǎn)速按照上述的步驟進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，直至完成實(shí)驗(yàn).

2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

過冷段長度Lsp可根據(jù)熱平衡計(jì)算得到，即式中：M為質(zhì)量流量；cp為去離子水在進(jìn)、出口平均壓力時(shí)的定壓比熱；Tsat為去離子水在進(jìn)、出口平均壓力時(shí)的飽和溫度；Tfi為去離子水在微通道入口處的溫度；L為實(shí)驗(yàn)段的長度；Qeff為內(nèi)表面有效加熱量.

微通道內(nèi)流體溫度Tfz分為兩部分：過冷段流體溫度和飽和段流體溫度.為此，要確定微通道內(nèi)流體溫度時(shí)首先要判定測量點(diǎn)是處于過冷段還是飽和段.

Lz為測量點(diǎn)距離微通道入口的距離.當(dāng)Lsp>Lz時(shí)，測量點(diǎn)處的管道截面流體處于過冷段，則

式中：hi為微通道入口處焓值；hsat為測量點(diǎn)處壓力對應(yīng)的飽和焓值；hfg為進(jìn)、出口平均壓力值對應(yīng)的汽化潛熱；x的最大不確定度為6.8%.

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

實(shí)驗(yàn)過程中維持去離子水進(jìn)口溫度為65℃，質(zhì)量流率G=339.1 kg·m-2·s-1.實(shí)驗(yàn)過程中質(zhì)量流率產(chǎn)生了波動，干度較小時(shí)質(zhì)量流率較大，干度較大時(shí)質(zhì)量流率較小，此處取平均值.在求解局部換熱系數(shù)時(shí)采用質(zhì)量流率的實(shí)際測量值.逐漸增大熱流密度，研究測量點(diǎn)處（距入口100 mm）局部換熱系數(shù)隨干度的變化.在整個實(shí)驗(yàn)工況內(nèi)各參數(shù)變化范圍為：G=296.4～379.5 kg·m-2·s-1；qeff=15.1～452.4 kW·m-2；x=-0.05～0.35.

3.1 微通道內(nèi)流動沸騰換熱系數(shù)

將文獻(xiàn)[6]提出的劃分換熱主導(dǎo)機(jī)制的準(zhǔn)則與本文實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較.在飽和流動沸騰區(qū)（0.02

圖3為測量點(diǎn)處局部換熱系數(shù)隨干度的變化關(guān)系，圖中顯示：當(dāng)-0.10

數(shù)隨干度增加而增大；當(dāng)0.02

圖3中的負(fù)干度區(qū)域（-0.100）.根據(jù)常規(guī)通道飽和流動沸騰理論，低干度區(qū)核態(tài)沸騰主導(dǎo)著換熱機(jī)制，換熱系數(shù)隨著熱流密度增加而增大.隨著熱流密度的繼續(xù)增加，管內(nèi)氣泡聚合形成彈狀和環(huán)狀，從而使管內(nèi)流型由泡狀流演變?yōu)榄h(huán)狀流，塞狀流和環(huán)狀流的出現(xiàn)有可能抑制氣泡的產(chǎn)生.核態(tài)沸騰受到抑制，環(huán)狀流區(qū)域控制的強(qiáng)制對流蒸發(fā)成為主導(dǎo)的換熱機(jī)制.圖3中換熱系數(shù)變化趨勢與這些常規(guī)理論有很大的不同.換熱系數(shù)的峰值出現(xiàn)在0.02

3.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與常規(guī)關(guān)聯(lián)式的比較

圖4為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[3]和[14]中的常規(guī)關(guān)聯(lián)式的比較，從圖中可看出，這兩種基于常規(guī)通道的預(yù)測關(guān)聯(lián)式均

不能很好地預(yù)測0

圖5為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與基于微通道建立的關(guān)聯(lián)式的比較結(jié)果.從圖中可看出，除了Jatuporn[10]和Thome[12]關(guān)聯(lián)式能基本預(yù)測00.15時(shí)，換熱系數(shù)幾乎不隨干度變化而改變.這是因?yàn)樵诖藚^(qū)域時(shí)，根據(jù)Thome模型提供的公式得到的本實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)時(shí)的起始液膜厚度δ0，小于最小液膜厚度δmin=0.3×10-6 m.在實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理過程中取δ0=δmin意味著該工況下拉長氣泡周圍的液膜不再參與換熱過程，這顯然與事實(shí)不符.Thome模型中也明確指出該模型對最小液膜厚度和液膜形成過程的強(qiáng)烈依賴.根據(jù)本文研究可發(fā)現(xiàn)Thome模型中最小液膜厚度或采用液膜形成過程模型存在不合理性.

4 結(jié) 論

通過研究去離子水在直徑為0.65 mm的圓形管道內(nèi)的流動沸騰換熱，得到了局部換熱系數(shù)隨干度的變化關(guān)系，進(jìn)而根據(jù)換熱系數(shù)的變化趨勢討論了飽和流動沸騰區(qū)微通道內(nèi)主導(dǎo)的換熱機(jī)制.將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與已發(fā)表的預(yù)測關(guān)聯(lián)式進(jìn)行比較，主要結(jié)論為：

（1） 已發(fā)表的飽和流動沸騰區(qū)換熱主導(dǎo)機(jī)制的判定準(zhǔn)則均不能有效地判別本實(shí)驗(yàn)的主導(dǎo)換熱機(jī)制.在本實(shí)驗(yàn)中飽和流動沸騰區(qū)的整個工況范圍內(nèi)，從換熱系數(shù)隨著干度的變化關(guān)系很難判定主導(dǎo)的換熱機(jī)制.

（2） 兩種基于常規(guī)通道的預(yù)測關(guān)聯(lián)式均不能很好地預(yù)測0

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