王大成，王夢圓

(1.廣東石油化工學院 機械學院，廣東 茂名525000；2.珠海特種設備檢測研究院，廣東 珠海519000)

微細通道換熱器作為一種換熱效率高、占地空間小的換熱設備而被廣泛應用。隨著微細通道應用場景的增多，越來越多事故案例表明微細通道在相變傳熱中發(fā)生劇烈波動，進而引發(fā)系統(tǒng)的共振和薄弱環(huán)節(jié)的疲勞斷裂。因此，研究微細通道的流動沸騰不穩(wěn)定性對保證系統(tǒng)安全有序地運行具有重要意義。

近年來，很多研究者對微細通道內沸騰傳熱導致的壓降波動、不穩(wěn)定性以及由此引起的沸騰危機進行了研究。PUCHALSKI等[1]將去離子水作為換熱介質，研究去離子水在深度分別為190，285，381μm的硅基微細通道中沸騰傳熱時的換熱特性和壓降波動情況。探究結果表明，總壓降隨著質量通量的增大而增大。熱流密度對總壓降的影響隨著換熱工質的質量通量的變化而不同：當質量通量較小時，有效熱流密度對實驗段的總壓降影響顯著，且呈正相關關系；質量通量較大時，有效熱流密度對實驗段總壓降影響較小。微細通道換熱壁面下凹波紋結構增強了換熱介質并由層流狀態(tài)轉變?yōu)橥牧鳡顟B(tài)的能力，造成微細通道內流束的沖擊和分流，凹坑處的換熱介質易于形成渦流，增大了傳熱面積和壓降波動不穩(wěn)定性的發(fā)生概率[2-4]。THOME等[5]結合實驗探究與數(shù)字模擬方法對比研究了普通光滑微細通道、正弦波紋結構微細通道和梯形波紋結構微細通道，在波紋結構和不同納米流體濃度共同作用下，強化傳熱和壓降波動的變化規(guī)律。這些研究表明，不同波紋結構的微細通道，平均努塞爾數(shù)和整體傳熱性能隨著換熱介質納米粒子濃度的增加而增大。

本文以制冷劑R141b為實驗工質，在3個具有不同波紋結構換熱壁面的微細通道內進行相變沸騰換熱實驗，從壓降波動角度對換熱壁面的波紋結構對微細通道內制冷劑R141b相變傳熱壓降不穩(wěn)定性的影響進行研究。

1 實驗

1.1 實驗系統(tǒng)

實驗系統(tǒng)主要由三部分組成：真空注液系統(tǒng)、換熱介質循環(huán)系統(tǒng)和試驗段溫度壓力傳感器數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。換熱介質由真空注液系統(tǒng)進入系統(tǒng)循環(huán)回路，主回路由磁力泵驅動循環(huán)，流經(jīng)預熱段、試驗段和冷卻水箱，換熱介質的流量主要通過旁路調節(jié)閥進行調節(jié)。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集試驗段內部的溫度傳感器和壓力傳感器的數(shù)據(jù)。

1.2 實驗段

實驗段主要包括鋁制底座、3個不同波紋結構的微細通道板、鋁制蓋板和加熱板，在鋁制底座的兩側面沿程依次均勻分布了4個測溫孔和4個測壓孔。實驗監(jiān)控、測量參數(shù)主要包括系統(tǒng)壓力，實驗段沿程測點壓力和溫度，實驗段進出口壓力、溫度和質量通量等。采用HC3160-HVG4作為壓力傳感器，精度為0.5%，量程為0～100 kPa；采用WRNK-291 K型熱電偶進行測溫，精度為0.2%，量程為0～100 ℃；采用LWGYD型渦輪流量計測量質量通量，精度為0.5%，量程為0～250 L/h。

微細通道實驗板采用計算機數(shù)控技術(CNC)加工而成，共有9條并聯(lián)的矩形單通道，整體的長為250 mm，寬為40 mm，高為19 mm。每個微細通道的區(qū)別是換熱壁面具有不同的周期波紋起伏結構。本文的加熱裝置為不銹鋼加熱板，通過調節(jié)調壓電源的輸出功率實現(xiàn)對不銹鋼加熱板輸出功率的控制。

通道具體特征和參數(shù)見圖1～3，圖中所示參數(shù)的單位為mm。

圖1 普通光滑微細通道

圖2 三角形波紋結構換熱壁面的微細通道

圖3 正弦波紋結構換熱壁面的微細通道

本文的3個微細通道中，其中兩個微細通道換熱壁面具有波紋結構，波紋特征參數(shù)相同，即相同振幅、相同周期長度、相同相位，不同的是波紋結構分別是正弦波紋結構和三角形波紋結構；另外一個是普通光滑微細通道，用于做空白對照。

2 實驗數(shù)據(jù)處理

2.1 兩相段長度

換熱介質經(jīng)磁力泵驅動流經(jīng)微細通道，在加熱板沿程不斷加熱中經(jīng)歷了單相過冷、過冷沸騰和飽和沸騰。由單相過冷向過冷沸騰轉變的起始點稱為沸騰起始點ONB，從微細通道入口到沸騰起始點的長度稱為過冷段長度Lsub[6]，其表示為

式中：M為換熱介質質量通量，kg/s；Cp,1為換熱介質的定壓比熱容，J/(kg·℃)；Tsat和Tin分別為換熱介質的飽和溫度和換熱介質的入口溫度，℃；qeff為微細通道中的平均有效熱流密度，kW/m2。

2.2 熱流密度

微細通道實驗板的材料由6061型鋁材制作而成，單元矩形微細通道的橫截面，如圖4所示。根據(jù)微細通道內溫度梯度的變化計算出的熱流密度即為有效熱流密度qe,n。根據(jù)Fourier導熱定律[7]可得微細通道實驗板上下對齊的一對測溫孔之間的實驗板的熱流密度。其表示為

圖4 單元矩形微細通道橫截面

式中：qe,n為實驗段上第n對測溫孔的局部有效熱流密度，W/m2;λ為6061型鋁材的導熱率，本文中取值為155 W/(m.K)；Tdn,n為第n對測溫孔處下端所測溫度值，K；Tup,n為第n對測溫孔處上端所測溫度值，K；δ為實驗段上、下測溫點間距，m。

加熱板傳遞給微細通道的有效熱量Qeff表示為Qeff=q·A，其中，q為熱流密度，A為微細通道縱向截面面積。

2.3 質量通量

工質質量通量G指微細通道內單位時間單位截面積流過的工質的質量，其表示為

式中：V為流量計所測進入實驗段液相工質的體積流量，m3/h；N為平行通道的條數(shù)，本文中為9條；Ach為單個平行通道的截面積，m2。

2.4 總壓降

微細通道實驗段的總壓降可由實驗段出口和入口之間的壓力表測得計算差值而得。其表示為

Δptot=pout-pin

式中：Δptot和pout、pin分別代表實驗段的總壓降出口壓力和進口壓力，kPa。

待微細通道內溫度和壓力變化幅度較小時，即達到穩(wěn)定工況，微細通道實驗段的進出口壓力由裝在其進出口處的壓力傳感器測得。

2.5 均值與方差

2.6 誤差分析

根據(jù)誤差傳遞原理，可以計算間接測量物理量y=f(x1,x2,x3,…,xn),(xn為與y相關的n個直接測量物理量)的相對誤差[8-11]，其表示為

εy=[(?f/?x1)2×(εmax,x1)2+(?f/?x2)2×(εmax,x2)2+…+(?f/?xn)2×(εmax,xn)2]0.5.

本文中所測各物理量及其最大相對誤差分別對應如下：熱流密度0.96%，總壓降1.15%，質量通量4.89%，壓力0.65%，溫度0.50%。

3 實驗結果分析

3.1 熱流密度對總壓降波動特性的影響

圖5所示分別是3個不同波紋結構換熱壁面微細通道在兩種不同熱流密度工況下的總壓降波動變化曲線。

a 普通微細通道 b 正弦波紋結構的微細通道 c 三角形波紋的微細通道

由圖5可知，3個微細通道的質量通量276.12 kg/(m2·s)和入口溫度39 ℃保持不變，普通光滑微細通道、正弦結構微細通道和三角形結構微細通道的熱流密度為16.823 kW/m2的總壓降波動方差比熱流密度為13.281 kW/m2時分別增大了17.7 %、19.5%和20.1%，表明熱流密度的增大加大了總壓降的波動情況，進而增加了系統(tǒng)的不穩(wěn)定性。其主要原因是隨著熱流密度的增大，各個微細通道換熱壁面上氣泡的形成、變大以及脫離壁面的速度加快，通道內的受限氣泡對液態(tài)換熱介質的阻礙程度增大，導致各個微細通道內的進出口總壓降波動程度更加劇烈。波紋起伏的存在，使得換熱底面和換熱介質的接觸面加大，傳遞給換熱面的熱量更多，且波紋起伏增大了換熱介質的湍流程度，換熱介質產(chǎn)生更多氣泡，導致壓降波動更加劇烈。

3.2 質量通量對總壓降波動特性的影響

圖6所示分別是3個不同波紋結構換熱壁面的微細通道在兩種不同質量通量下的總壓降波動曲線。

a 普通微細通道 b 正弦波紋微細通道 c 三角形波紋微細通道

由圖6可知，在系統(tǒng)壓力60 kPa、熱流密度13.281 kW/m2和換熱介質入口溫度39 ℃保持不變條件下，3個不同波紋結構換熱壁面的微細通道在換熱介質質量通量分別為184.08，276.12 kg/(m2·s)時，普通光滑微細通道、正弦結構微細通道和三角形結構微細通道分別降低了13.1%、21.3%和23.6%，說明質量通量的增大有助于壓降波動不穩(wěn)定性的下降，質量通量增大導致微細通道內單位面積的流量增大，微細通道在進入飽和沸騰狀態(tài)后，增大流速的液相換熱介質對氣泡產(chǎn)生的拖拽力增強，氣泡成核點脫離直徑變小，且微細通道下游產(chǎn)生的氣泡會被上游高速流過的換熱介質帶走，從而減小了微細通道總壓降的波動幅度。此外，換熱介質的質量通量增大，微細通道內的單向流長度變長，兩相流長度減小，降低了進出口壓降波動的劇烈程度。

3.3 不同波紋壁面微細通道總壓降波動標準差的對比

圖7分別為不同質量通量和熱流密度下的3種不同波紋結構換熱壁面微細通道的進出口總壓降波動方差情況。

a 熱流密度對不同微細通道壓降標準差的影響 b 質量通量對不同微細通道壓降標準差的影響

從圖7可以看出，總壓降波動方差隨著熱流密度的增大而增大；隨著質量通量的增大而減小，這與圖5、6所得結論一致。對比3個不同波紋結構換熱壁面的微細通道的相同工況下的進出口總壓降波動不穩(wěn)定性，普通光滑微細通道的總壓降波動方差比其他兩種波紋結構的微細通道小，三角形波紋結構微細通道比正弦波紋結構微細通道的壓降波動方差略小，這說明了波紋結構換熱壁面相比普通光滑換熱壁面總壓降波動更加劇烈，這是因為波紋結構增大了對換熱介質的加熱面積，波紋結構在另一方面也增大了對換熱介質的擾動。加熱面積的增大增加了換熱氣泡的生成數(shù)量，波紋結構對換熱介質的擾動加快了不同相的換熱介質的能量傳遞速度。

4 結論

基于不同波紋壁面微細通道R141流動沸騰不穩(wěn)定性實驗平臺，研究了R141b在不同波紋結構換熱壁面微細通道內的兩相流動沸騰不穩(wěn)定性。分析了3個微細通道的沿程測點壓力波動情況，對影響微細通道進出口總壓降波動的因素進行分析研究，得到以下結論。

(1)微細通道內總壓降波動主要受到熱流密度和質量通量的影響，普通光滑微細通道、正弦結構微細通道和三角形結構微細通道的熱流密度為16.823 kW/m2時，這三者的總壓降波動方差相比熱流密度為13.281 kW/m2時分別增大了17.7 %、19.5%和20.1%；在換熱介質質量通量由184.08 kg/(m2·s)增加到276.12 kg/(m2·s)時，普通光滑微細通道、正弦結構微細通道和三角形結構微細通道的壓降波動方差分別降低了13.1%、21.3%和23.6%。

(2)工況條件相同時，三角形波紋結構換熱壁面微細通道的總壓降波動方差最大，正弦波紋結構換熱壁面微細通道的總壓降波動方差略小于三角形的，普通光滑微細通道的最小。其中，三角形微細通道的波動方差是正弦微細通道的1.03～1.12倍、是普通光滑微細通道的1.37～1.45倍；正弦微細通道的波動方差是普通光滑微細通道的1.22～1.41倍。因此，三角形微細通道表現(xiàn)出更強的不穩(wěn)定性。

(3)普通光滑微細通道、正弦波紋結構微細通道和三角形波紋結構微細通道導致壓降波動方差不同的原因是波紋結構增大了對換熱介質的加熱面積，波紋結構在另一方面也增大了對換熱介質的擾動。加熱面積的增大增加了換熱氣泡的生成數(shù)量，波紋結構對換熱介質的擾動加快了不同相的換熱介質的能量傳遞速度；三角形波紋結構比正弦波紋結構的不穩(wěn)定性更強是因為正弦波紋結構切線斜率變化，導致對在該波紋結構上生成的氣泡吸附作用更強，因此導致相同條件下三角形波紋結構的壓降波動方差略大于正弦波紋結構。