王迎慧, 張 亮

(江蘇大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

近年來，伴隨微機電系統(tǒng)技術(shù)的興起及發(fā)展，微通道內(nèi)的流動沸騰換熱強化技術(shù)受到國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注[1-3].其中，人工汽化核心與納米流體及多孔涂層等方法相比，成本較低，但其強化沸騰換熱作用同樣有效[4].

在加熱壁面開設(shè)各種形式的凹槽是常見的人工汽化核心技術(shù).LI Y.F.等[5]通過試驗研究得出，開設(shè)三角形凹槽的微通道可有效增大汽泡成核密度，降低起始沸騰時的壁面過熱度，提高沸騰換熱系數(shù).DENG D.X.等[6]試驗研究Ω型凹槽微通道內(nèi)的流動沸騰特性，發(fā)現(xiàn)Ω型凹槽微通道不但可以增大沸騰換熱系數(shù)，而且可以降低汽液兩相流的流動阻力，緩解兩相流動的不穩(wěn)定性.KUO C.J.等[7]研究Ω型凹槽微通道內(nèi)的流動沸騰時發(fā)現(xiàn)，Ω型凹槽微通道不僅能夠顯著促進汽泡成核，而且汽泡生長具有較好的重復(fù)性、均勻性，可以提高臨界熱流密度.

在平直微通道中發(fā)生的流動沸騰，往往由于拉長汽泡的快速膨脹導(dǎo)致回流，引起較大的壓力/溫度波動和流動不穩(wěn)定，直接制約微通道換熱的穩(wěn)定性、可靠性.因此，其應(yīng)用面臨挑戰(zhàn).人工汽化核心(凹槽)可以有效緩解平直微通道內(nèi)出現(xiàn)的此類問題.從現(xiàn)有的研究來看，加熱壁面上的人工汽化核心(凹槽)對沸騰過程中汽泡的行為(汽泡成核、脫離及聚并等)有較大影響，具體地研究汽泡演變過程中呈現(xiàn)的差異，有助于闡釋微通道流動沸騰換熱的物理機制.但是，目前關(guān)于汽泡動態(tài)演變的文獻報道相對較少.因此，筆者重點關(guān)注開設(shè)Ω型凹槽的微通道與平直微通道中的汽泡演變的差異，在此基礎(chǔ)上，分析此差異與流動沸騰相關(guān)特性的具體關(guān)聯(lián).

1 微通道物理模型

1.1 幾何模型

對三維微通道作二維簡化處理.簡化后的二維微通道如圖1所示.微通道長L=15.0 mm，高W=0.2 mm，通道基底(銅)厚度為0.2 mm.微通道底部壁面等間距分布有30個相同尺寸的Ω型凹槽，相鄰凹槽間間距為0.5 mm.D為凹槽內(nèi)的圓形凹腔直徑，H為頸部深度，s為頸部開口寬度，v為進口速度，qw為熱流密度.

圖1 Ω型凹槽微通道結(jié)構(gòu)示意圖

選取s=20 μm，探究不同凹腔直徑D、凹槽深度H等凹槽結(jié)構(gòu)差異引起的微通道內(nèi)汽泡行為演變及流動沸騰特性的變化.Ω型凹槽微通道的相關(guān)型號設(shè)定如表1所示，常規(guī)平直微通道設(shè)為#0型.

表1 Ω型凹槽相關(guān)型號的結(jié)構(gòu)與尺寸 μm

1.2 網(wǎng)格劃分

在微尺度流動沸騰中，表面張力具有極其重要的影響，對于表面張力占主導(dǎo)作用的區(qū)域，四邊形網(wǎng)格計算的收斂穩(wěn)定性好于三角形網(wǎng)格.因此，主流區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，微通道基底采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.對近壁區(qū)網(wǎng)格進行加密處理，由汽泡臨界半徑[8]確定最小網(wǎng)格尺寸為1×10-3mm.經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證，網(wǎng)格總數(shù)約為1.5×105個,如圖2所示.

圖2 Ω型凹槽微通道網(wǎng)格劃分示意圖

1.3 參數(shù)設(shè)定

去離子水從微通道左側(cè)流入，右側(cè)流出(見圖1)，底面為加熱壁面，設(shè)定微通道入口為速度入口，入口流速為0.2～1.0 m·s-1(雷諾數(shù)Re=133～665)，水的入口過冷度為5 K.加熱底面的熱流密度qw=300 kW·m-2，上壁面絕熱.出口為壓力出口，回流溫度為373.15 K，操作密度為0.554 2 kg·m-3.采用變時間步長進行迭代計算，最大時間步長不超過10-6s.

1.4 數(shù)學(xué)模型

由于Kn(Knudsen數(shù))小于10-3，可視為連續(xù)流動，N-S方程適用.

在前期工作基礎(chǔ)[9-10]上，本研究涉及的流動沸騰過程采用VOF(volume of fluid)模型描述，由于過程涉及相變，必須考慮汽液兩相間的質(zhì)量及能量傳遞，需要在VOF模型基礎(chǔ)上引入自行編譯的用戶自定義函數(shù)(user-defined functions，UDF)文件，以便實時更新VOF模型中在質(zhì)量、能量方程中相應(yīng)的質(zhì)量、能量源項.定義液相為主相，相應(yīng)的控制方程如下：

(1)

(2)

·[μ(v+vT)]+ρg+Fvol,

(3)

(4)

式中：αl，αv為液相、汽相的體積分?jǐn)?shù)；v為汽液兩相的速度矢量；S為液相轉(zhuǎn)移到汽相的質(zhì)量源項；ρ1，ρv，ρ分別為液相密度、汽相密度和汽液兩相平均密度；p為汽液兩相共享的局部壓力；g為重力加速度；Fvol為表面張力所產(chǎn)生的體積力；λ為汽液兩相的平均導(dǎo)熱系數(shù)；E為汽液兩相流體的廣義內(nèi)能；T為汽液兩相共用溫度；Q為通過汽液界面的體積能量源項.

需要注意的是，涉及汽液兩相的物理量(如T，E等)需按汽液兩相體積份額取均值.質(zhì)量源項S及能量源項Q分別為

(5)

Q=-hlvS，

(6)

式中：rv,r1分別為汽液兩相質(zhì)量傳遞強度因子；T1為液體的溫度；Tsat為水的飽和溫度;hlv為水的汽化潛熱.

2 計算結(jié)果與分析

獲取微通道內(nèi)的汽泡行為演變過程，可以清楚地展現(xiàn)流動沸騰過程的具體細節(jié)，揭示流動沸騰換熱的本質(zhì).以下通過數(shù)值模擬，研究微通道內(nèi)汽泡成核生長、脫離及聚并實時變化.

2.1 汽泡成核及生長

沸騰發(fā)生時，汽化核心最初出現(xiàn)在加熱壁面上.當(dāng)Re=133，v=0.2 m·s-1時，#12型微通道(H=30 μm，D=80 μm)中距離入口2.0 mm處Ω型凹槽內(nèi)汽泡成核及生長演變?nèi)鐖D3所示，其中t為時間.

圖3 #12型凹槽微通道內(nèi)汽泡成核與生長(Re=133)

從圖3可以看出：t=5.90 ms時，凹槽內(nèi)形成汽泡胚核(見圖3a)，隨后凹槽壁面處的微層液體受熱汽化，胚核不斷形成(見圖3b)；t=7.80 ms時，多個汽泡聚并成較大汽泡，進入凹槽頸部(見圖3c)；隨著時間推移，t=8.30 ms時，升入凹槽頸部的汽泡橫向發(fā)生受限，同時在垂直方向上發(fā)生拉伸變形.由于微通道壁面的親水性，汽泡上、下兩端呈現(xiàn)出凸球面形(如圖3d箭頭所示)；t=9.30 ms時，汽泡持續(xù)上浮，頂端越出頸口，汽-液-固三相接觸線[11]與凹槽頸部出口處邊緣重合并暫時固定(見圖3e)，隨著凹槽內(nèi)不斷有小汽泡成核生長、聚并，汽泡體積不斷增大，并逐漸脫離凹槽(見圖3f).

2.2 汽泡脫離

加熱底面上的汽泡不斷生長，會發(fā)生汽泡脫離凹槽的現(xiàn)象.汽泡脫離有2種方式：① 汽泡在浮力與曳力作用下的自然脫離，如圖4所示；② 汽泡聚并后在凹槽剪切作用下的脫離，如圖5所示.

圖4 #12型凹槽微通道內(nèi)汽泡自然脫離(Re=133)

圖5 汽泡聚并后在凹槽拐角剪切作用下的脫離(Re=133)

隨著圖3f中的汽泡體積增大，汽泡進入脫離階段，如圖4所示.t=12.20 ms時，汽泡體積擴大(見圖4a)，在來流拖曳作用下開始朝下游方向發(fā)生變形.此時汽泡上游處接觸角增大，下游處接觸角減小，且凹槽內(nèi)持續(xù)有小汽泡形成(見圖4b).t=15.90 ms時，位于主通道內(nèi)的汽泡部分繼續(xù)變形，位于凹槽內(nèi)的部分向上收縮，開始通過凹槽頸部(見圖4c-e)，直至t=16.30 ms時，汽泡完全脫離凹槽.液體重新注入凹槽，凹槽內(nèi)新的汽泡繼續(xù)成核、生長及脫離，新一輪循環(huán)開始.

如圖5所示，#12型微通道內(nèi)距入口1.8 mm附近的凹槽處，汽泡聚并后在凹槽剪切作用下發(fā)生脫離.由于均勻受熱，每處凹槽均有汽泡生成.下游凹槽溢出的汽泡會與上游脫離的汽泡(見圖5a箭頭所示)發(fā)生聚并(見圖5b，c)，聚并后的汽泡向下游方向發(fā)生劇烈變形，在來流的拖曳下，汽泡逐漸脫離凹槽頸部壁面(見圖5d箭頭所示).隨后，汽泡繼續(xù)變形，中段截面不斷收縮，在凹槽拐角剪切作用下發(fā)生斷裂(見圖5e箭頭所示)，最后，在凹槽內(nèi)部形成殘余汽泡(見圖5f).

對比圖5、圖4中的汽泡脫離過程，從相似的汽泡溢出開始(見圖5a，4b)，到汽泡完全脫離(見圖5f，4f)，可以發(fā)現(xiàn)，圖4，5中汽泡經(jīng)歷的脫離時間分別為2.10，1.38 ms.這表明，汽泡在聚并與凹槽拐角剪切的共同作用下，脫離周期縮短，汽泡脫離頻率加快.值得一提的是，與文獻[7]試驗記錄的汽泡形態(tài)相比，本研究的數(shù)值模擬所得汽泡形態(tài)基本與其一致，如圖6所示.

圖6 數(shù)值模擬結(jié)果與文獻[7]試驗記錄的汽泡形態(tài)對比

2.3 汽泡聚并

微通道內(nèi)發(fā)生的汽泡聚并不僅影響汽泡脫離，而且與通道內(nèi)的汽液兩相流型密切相關(guān).以#33型微通道為例，如圖7所示.t=29.69 ms時，受限汽泡流經(jīng)左側(cè)凹槽時，與其中溢出的汽泡發(fā)生聚并，并向下游滑移，當(dāng)汽泡長度大于凹槽間距時，還與中間凹槽中溢出的汽泡聚并(見圖7a).相鄰凹槽間的汽泡發(fā)生聚并時(t=29.96 ms)，由于汽泡變形及接觸角的不同，聚并后汽泡裹挾有液體團，汽泡與通道加熱底面存在液膜(見圖7b箭頭所示).在t=30.14 ms時，由于凹槽拐角的剪切作用，汽泡從左側(cè)凹槽處脫離，脫離的汽泡繼續(xù)向下游移動，并將與右側(cè)凹槽處的汽泡發(fā)生聚并(見圖7d).

圖7 #33型凹槽微通道內(nèi)相鄰凹槽間的汽泡聚并(Re=133)

由于汽泡聚并既可以加快汽泡脫離，又決定汽液兩相流型的轉(zhuǎn)變，進而影響流動沸騰換熱的穩(wěn)定性、可靠性.對比#12型微通道與平直微通道#0出口段(距離入口x=10.0～15.0 mm處)的主流區(qū)溫度Tf分布如圖8所示.平直微通道出口段的整體溫度高于#12型微通道，兩者溫度均值分別為401 K和387 K，最大值分別為491 K和427 K，液塞平均溫度分別為382，375 K.T.G.KARAYIANNIS等[12]研究指出，主流區(qū)液體的高過熱度是引起流動沸騰不穩(wěn)定的一種誘因，易引發(fā)汽泡的劇烈生長，導(dǎo)致較大的壓力及溫度波動.

圖8 #12型凹槽微通道與平直微通道出口段的主流區(qū)溫度分布對比(Re=133，t=35.00 ms)

為分析圖8中Ω型凹槽與平直微通道內(nèi)主流區(qū)溫度分布差異的原因，現(xiàn)給出同一時刻2種微通道內(nèi)相應(yīng)區(qū)域的汽液兩相分布，如圖9所示.可以發(fā)現(xiàn)，2種微通道內(nèi)的汽泡均發(fā)生受限拉伸，局部呈現(xiàn)環(huán)狀流特征.平直微通道出口段的拉伸汽泡數(shù)目較多，占據(jù)更多空間，部分區(qū)域中汽泡與底面間的液膜完全蒸干(見圖9中的Ⅱ處).而#12型微通道中沒有出現(xiàn)局部蒸干的現(xiàn)象，汽泡與底面間存在一定厚度的液體薄層(見圖9中的Ⅰ處).此處液體薄層可以有效維持壁溫，避免加熱面溫度陡升引起爆沸(換熱惡化).由此表明，Ω型凹槽微通道可以降低主流區(qū)流體溫度，改善底面換熱狀況，提高沸騰換熱的穩(wěn)定性、可靠性.

圖9 Ω型凹槽微通道與平直微通道出口段的汽液兩相分布對比(Re=133，t=35.00 ms)

2.4 流動沸騰換熱相關(guān)特性(換熱系數(shù)及壓降)

表1中各種不同結(jié)構(gòu)的Ω型凹槽、平直微通道中沸騰換熱系數(shù)h與Re數(shù)的變化關(guān)系如圖10所示.各種Ω型凹槽微通道的沸騰換熱系數(shù)均高于平直微通道.在各種Ω型凹槽微通道中，#22型凹槽微通道的換熱系數(shù)最高，#11型最低.

圖10 流動沸騰換熱系數(shù)與Re的關(guān)系

#22型與#11型凹槽微通道出口段汽液兩相分布對比如圖11所示.圖11可以較好地解釋不同凹槽結(jié)構(gòu)微通道換熱系數(shù)的差異.由于#11型凹槽微通道的凹腔直徑D較小，汽泡聚并時形成的液膜厚度較小(見圖11b中箭頭所示).而#22型微通道具有一定的凹槽深度H，從而汽泡成核得到促進.然而D過大會促進汽泡成核，頸部溢出汽泡體積增大，進而阻塞通道，減弱強化換熱效果.過深的H則會阻礙凹槽內(nèi)新鮮液體的注入，造成凹槽內(nèi)蒸干，換熱惡化.

圖11 #22型與#11型凹槽微通道出口段汽液兩相分布對比(Re=133，t=35.00 ms，距離入口10.0～15.0 mm)

壓降Δp與Re的關(guān)系如圖12所示，相對于平直微通道，Ω型凹槽微通道的壓降均有所增大.#13，#23，#33型凹槽微通道的壓降較高，#12，#22，#32型次之，#11，#21，#31型較低.分析認為，凹腔直徑D比凹槽深度H對壓降影響更大，且較大的凹腔直徑下，頸部溢出汽泡體積更大，增加汽液兩相流動的阻力.而當(dāng)D較小時，H對于汽泡的大小影響有限，故對壓降的影響較小.

圖12 壓降與Re的關(guān)系

3 結(jié) 論

1)Ω型凹槽微通道內(nèi)的汽泡成核、脫離及聚并行為不同于平直微通道.汽泡成核于凹槽內(nèi)，伴隨泡核長大、聚并，之后溢出凹槽，與來流汽泡聚并形成較大汽泡，在浮力、曳力及凹槽拐角剪切的共同作用下脫離凹槽，汽泡頻率加快.

2)Ω型凹槽微通道內(nèi)主流區(qū)平均溫度低于平直微通道，故提升了流動沸騰換熱的穩(wěn)定性；Ω型凹槽微通道內(nèi)發(fā)生汽泡聚并時，汽泡與加熱壁面之間維持有液體薄層，可以有效降低壁面過熱度，保證沸騰換熱的可靠性.

3)Ω型凹槽微通道的換熱系數(shù)均高于平直微通道，不同結(jié)構(gòu)的Ω凹槽，其強化傳熱效果有所不同.Ω型凹槽微通道內(nèi)的壓降均高于平直微通道，較大的凹腔直徑會產(chǎn)生較高的壓降.