羅小平，候群，王夢圓，楊婉

(華南理工大學機械與汽車工程學院，廣東廣州，510640)

目前，微細通道的傳熱強化[1]正引起廣泛關注。波紋結構作為一種適應性強、加工成本低的無源傳熱增強技術，成為各學者的研究熱點。WAN等[2?3]進行了半波紋微細通道和平底微細通道的對比實驗，發(fā)現(xiàn)當有效熱通量超過150 kW/m2時，半波紋微細通道傳熱性能明顯提高。FOO等[4]進行了普通平底環(huán)形微細通道和波浪形環(huán)形微細通道的對比研究，發(fā)現(xiàn)波浪形環(huán)形微細通道的傳熱效率比普通平底環(huán)形微細通道的傳熱效率高51%。PEHLIVAN 等[5]發(fā)現(xiàn)波紋通道可以延長流路，延緩干涸，并使氣液更好地混合，以獲得更好的傳熱性能。TOGHRAIE等[6]研究了普通平底微細通道、正弦微細通道和鋸齒狀微細通道的傳熱特性，結果表明在相同工況下僅考慮傳熱效果時，正弦微細通道的傳熱效果比普通平底微細通道傳熱效果更好。KIRSCH 等[7]發(fā)現(xiàn)波浪形微細通道冷卻性能比普通平底微細通道的冷卻性能好。

綜上所述，如今對波紋壁面微細通道強化傳熱的研究大多集中于某一種波紋結構的強化傳熱效果，而對不同波紋結構對傳熱影響的比較研究相對較少，為此，本文作者設計制造特征參數(shù)相同的正弦及三角形波紋壁面微細通道，選用R141b為實驗工質(zhì)，并將普通平底微細通道作為實驗對照組，在系統(tǒng)壓力為60 kPa、傳熱介質(zhì)入口溫度為33 ℃的工況下進行流動沸騰傳熱實驗。

1 實驗

1.1 實驗系統(tǒng)

圖1所示為不同波紋壁面微細通道沸騰傳熱實驗系統(tǒng)簡圖。由圖1可見：實驗系統(tǒng)主要由真空注液計、工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)(動力輸入裝置、工質(zhì)加熱裝置、限流調(diào)壓裝置、工質(zhì)冷卻裝置)、實驗段和數(shù)據(jù)采集裝置組成；純液工質(zhì)經(jīng)真空注液器進入實驗循環(huán)系統(tǒng)，經(jīng)過濾、預熱至實驗溫度后進入實驗段，再以氣液兩相狀態(tài)經(jīng)冷卻裝置流出進入儲液罐，由此完成1個循環(huán)。工質(zhì)循環(huán)流動動力由磁力泵提供。本實驗還設計了一旁路支流，直接經(jīng)磁力泵后流入儲液罐，流量可由手閥調(diào)節(jié)，以更好地控制循環(huán)系統(tǒng)中工質(zhì)流量。

圖1 不同波紋壁面微細通道沸騰傳熱實驗系統(tǒng)簡圖Fig.1 Schematic diagram of boiling heat transfer experimental system for microchannels on different wavy walls

1.2 實驗段

圖2所示為實驗段組裝示意圖。由圖2可見：實驗段由蓋板、墊片、石英玻璃、矩形槽道(實驗板)、鋁制基座和加熱板構成。基座頂部和底部分別連接工質(zhì)的出入管道。圖3所示為測溫孔和測壓孔位置。由圖3可見：側壁面設有測溫孔(t1，t2，…，t7，t8)，進出口處設有測溫測壓孔，并對應連接有WRNK-291K型熱電偶溫度傳感器和HC3160-HVG4壓力傳感器；為防止工質(zhì)的泄漏，基座的上方輪廓設置有一圈閉合槽道用以放置密封圈；在閉合槽道外側，有若干螺紋孔，用于連接鋁制蓋板。

圖2 實驗段組裝示意圖Fig.2 Schematic diagram of the assembly of experimental section

圖3 測溫孔和測壓孔位置Fig.3 location of temperature and pressure holes

微細通道實驗板分別為三角形波紋壁面微細通道、正弦波紋壁面微細通道和普通平底微細通道，如圖4所示。三角形、正弦和普通平底微細通道外形長×寬×高均為240 mm×40 mm×15 mm，槽道數(shù)量均為9，且長×寬×高均為240 mm×2 mm×2 mm。在普通微細通道實驗板上，利用計算機數(shù)控技術將各個槽道加工成截面高(波幅)為0.8 mm，底長(周期)為12 mm 的倒等腰三角形(正弦波)得到三角形(正弦)波紋結構，且每個三角形(正弦波)都相鄰(厚度為2 mm)，從而形成周期起伏的特征。

圖4 不同截面微細通道結構示意圖Fig.4 Schematic diagrams of microchannel structure of different sections

2 實驗數(shù)據(jù)處理

2.1 實驗段熱損失率

實驗時，不可避免地會有部分熱量以熱對流、熱輻射等方式散失，從而影響實驗結果的準確性，因此，為了減小此部分誤差，需對實驗系統(tǒng)進行熱平衡預實驗?；贐OGOJEVIC 等[8?12]評估系統(tǒng)熱損失情況所采用的單相強制對流的實驗方法，本文在純液相流下進行熱平衡實驗，在實驗段入口壓力一定、確保工質(zhì)處于液相的情況下加熱工質(zhì)。逐漸增加微細通道的有效熱流密度，待實驗系統(tǒng)工況條件處于穩(wěn)定狀態(tài)，測量不同熱流密度下對應的溫度和壓力，然后更換不同波紋壁面的微細通道，依次重復上述步驟，待各個微細通道的數(shù)據(jù)采集完成后，即可計算出不同波紋壁面微細通道的熱損失率η。熱損失率η的計算公式如下：

式中：Qeff為加熱板傳遞給微細通道的有效熱量功率，W；Qf為工質(zhì)吸收的熱量功率，W；G為工質(zhì)的質(zhì)量流率，kg/(m2·s)；cp,l為工質(zhì)液相比定壓熱容，J/(g?K)；θin和θout分別為進出口溫度，℃；q為熱流密度，kg/m2；A為微細通道截面積，m2。

經(jīng)驗算，實驗段的保溫狀態(tài)良好，且不同波紋壁面的微細通道平均熱損失率相差不大，在本文實驗工況下，普通平底微細通道、正弦波紋微細通道和三角形微細通道絕大部分熱流密度的單相流動熱損失率范圍分別為9.10%～10.30%，9.76%～11.24%和10.53%～11.67%，熱損失率均在平均值附近波動，因此，本文微細通道熱損失率分別取其平均值9.7%，10.5%和11.1%。在實驗工況下和熱流密度范圍內(nèi)，普通平底微細通道、正弦和三角形波紋壁面微細通道熱損失率變化范圍小，取平均值引起的最大計算誤差較小，分別為0.60%，0.74%和0.57%。

2.2 工質(zhì)質(zhì)量流率的計算

工質(zhì)質(zhì)量流率G指微細通道內(nèi)單位時間單位截面積流過工質(zhì)的質(zhì)量[13]，由下式計算：

式中：ρl為工質(zhì)對應壓力下的液相密度，kg/m3；V為流量計所測進入實驗段液相工質(zhì)的體積流量，m3/h；N為平行通道條數(shù)；Ach為單個平行通道截面積，m2。

2.3 有效熱流密度

有效熱流密度是隨微細通道內(nèi)溫度梯度的變化而計算出的熱流密度。微細通道實驗板的材料由6061 型鋁材制作而成，其導熱性良好且在飽和沸騰階段微細通道壁面溫度趨于穩(wěn)定，可以認為熱量傳遞是一維穩(wěn)態(tài)傳熱。圖5所示為單元矩形微細通道的橫截面示意圖。根據(jù)Fourier 導熱定律可得微細通道實驗板上下對齊的1對測溫孔之間的實驗板的局部有效熱流密度為[12]

圖5 單元矩形微細通道橫截面示意圖Fig.5 A cross section diagram of a rectangular microchannel

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，本實驗取值為155 W/(m?K)；θup,n和θdn,n分別為第n對測溫孔處上、下端所測溫度，℃；δ為實驗段上、下測溫點間距，m。

由均勻分布于實驗段上的4對測溫點可計算出實驗段在一定加熱功率下的整體平均熱流密度qave，即

同時應考慮實驗過程中存在的熱量損失，以確保結果可信度。定義實際有效熱流密度qeff為

式中：qeff為有效熱流密度，W/m2。

2.4 熱力平衡干度

微細通道內(nèi)傳熱可以劃分為單相傳熱區(qū)、過冷沸騰區(qū)和飽和沸騰區(qū)，單相傳熱區(qū)和過冷沸騰區(qū)與飽和沸騰區(qū)的分界點在熱力平衡干度χe=0處，單相傳熱區(qū)和過冷沸騰區(qū)的長度Lsub計算公式為[14]

則飽和沸騰段長度為

式中：M為工質(zhì)的質(zhì)量通量，kg/s；θsat為對應系統(tǒng)壓力下工質(zhì)的飽和溫度，℃；θin為工質(zhì)進口溫度，℃；Wch為單個微細通道寬度，m；Ww為單個微細通道之間寬度，m；L為微細通道長度，m；Lsat為飽和沸騰區(qū)長度，m；Lsub為單相傳熱區(qū)和過冷沸騰區(qū)長度，m。

溫度傳感器不能測得微細通道任意位置處的溫度，通過插值計算法可求解微細通道不同位置液體截面的平均溫度，距離槽道入口處距離為z的流體工質(zhì)溫度θf(z)按式(10)和式(11)可得[15]。

則微細通道內(nèi)單相傳熱區(qū)和過冷沸騰區(qū)與飽和沸騰區(qū)的熱力平衡干度χe的計算公式[16]為：

式中：hfg為換熱介質(zhì)的汽化潛熱，J/g。

2.5 傳熱系數(shù)

根據(jù)文獻[13，16]將不同波紋壁面微細通道簡化為肋片模型，則第n對測溫點的局部傳熱系數(shù)hn的計算公式為

式中：hn為第n對測點處局部傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；ε為肋片的傳熱效率；θw,n為微細通道第n對測溫點處壁面溫度，℃；θf,n為第n對測溫點處流體工質(zhì)溫度，℃；Hch為微細通道高度，m。

式中：m為肋片參數(shù)；Ht為上測溫點距微細通道底部距離，m。則所測點的壁面過熱度Δθw為

為更好地展現(xiàn)波紋壁面強化微細通道傳熱的作用，引入傳熱強化率α：

式中：hw為波紋壁面微細通道傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；ho為普通平底微細通道傳熱系數(shù)，W/(m2·K)。

2.6 誤差分析

為確保實驗數(shù)據(jù)的采集與分析處理能反映微細通道內(nèi)部傳熱的真實情況，將分析實驗中各個環(huán)節(jié)的測量誤差和計算誤差[14]。

2.6.1 測量誤差

在實驗中，采用K 型熱電偶測量溫度、渦輪流量計測量流量、壓力傳感器測量進出口壓力；調(diào)節(jié)并顯示各個實驗工況的儀器儀表自身也存在誤差，表1所示為在本文實驗系統(tǒng)中儀表型號和儀器的調(diào)節(jié)精度。為了減小讀數(shù)誤差，在同一穩(wěn)定工況下，多次測量數(shù)據(jù)，取其平均值。

表1 測量儀器精度一覽表Table 1 Precision list of measuring instruments

2.6.2 計算誤差

在實驗結果分析中，有一些參數(shù)通過公式計算獲得，這類參數(shù)的誤差稱為計算參數(shù)誤差。針對計算參數(shù)的誤差，采用誤差傳遞理論對其進行估算。在實驗系統(tǒng)中，有一些物理量可以用儀器直接測量。相對誤差ξ是絕對誤差Δj與實際測量值jo的比值[17]：

設一個變量R有i個獨立變量和其相關，即

在實驗中直接測量的物理量都存在一定的誤差，假設變量j1，j2，…，jn的不確定度分別為δj1，δj2，…，δjn，則R的不確定度δR可以通過下式計算[18]：

則變量R的相對不確定度為

本文中計算物理量的最大不確定度如表2所示。

表2 計算參數(shù)不確定度Table 2 Calculation of physical uncertainty

3 實驗結果與分析

3.1 不同波紋壁面微細通道沸騰傳熱曲線

沸騰傳熱曲線表征了一定條件下微細通道的熱流密度與壁面過熱度的關系。在相同工況時，過熱度越大，其傳熱效率越低。通過繪制沸騰傳熱曲線，可以探究不同波紋壁面微細通道對沸騰傳熱的影響。由于靠近出口處的傳熱介質(zhì)吸收熱量最多，最先發(fā)生沸騰，因此，本文選取離微細通道出口最近的第4對測溫點對不同質(zhì)量流率下不同微細通道沸騰傳熱曲線進行分析，結果如圖6所示。從圖6可以看出：隨第4測點局部熱流密度的增大，各微細通道沸騰傳熱曲線存在1 個轉折點，在轉折點之前，壁面過熱度隨熱流密度的增大而快速增大，在轉折點之后，壁面過熱度隨熱流密度的增大而增加緩慢；在轉折點前后，相同增量的熱流密度引起壁面過熱度提升的差異顯著；在轉折點之前，當熱流密度從6.6 kW/m2增加至7.6 kW/m2時，三角形波紋壁面微細通道壁面過熱度增加5.92 ℃；在轉折點之后，當熱流密度從15.6 kW/m2增加至16.6 kW/m2時，三角形波紋壁面微細通道壁面過熱度僅增加0.086 ℃。其主要原因是在該轉折點之前，微細通道第4測點處的局部傳熱為單相強制對流，未發(fā)生相變傳熱，致使傳熱效率低，因此，壁面溫度隨熱流密度的增大而快速上升；在該轉折點之后逐漸進入沸騰狀態(tài)，相變傳熱帶走大量熱量，微細通道局部傳熱能力顯著提高，導致壁面溫度升高幅度較小。故此轉折點即為過冷沸騰起始(onset of nucleate boiling，ONB)點。

圖6 不同質(zhì)量流率下第4測點不同微細通道沸騰傳熱曲線圖Fig.6 Boiling heat transfer curves of different microchannels at fourth measuring point

正弦和三角形波紋壁面微細通道的波形加熱面使工質(zhì)周期性地撞擊壁面，擾動并破壞熱邊界層，促進了加熱面附近流體混合，因此，在單相強制對流傳熱區(qū)，正弦和三角形波紋壁面微細通道比普通平底微細通道表現(xiàn)出更好的傳熱特性。當G為255.68 kg/(m2·s)時，三角形、正弦波紋壁面微細通道和普通平底微細通道到達ONB 點所需的局部過熱度分別為3.53，4.31和5.58 ℃，當工質(zhì)質(zhì)量流率G為409.57 kg/(m2·s)時，三角形、正弦波紋壁面微細通道和普通平底微細通道到達ONB 點所需的局部過熱度分別為3.93，4.64和6.68 ℃。由此可見，在相同質(zhì)量流率下，正弦和三角形波紋壁面微細通道比普通平底微細通道觸發(fā)ONB 點的局部過熱度更低：在G為255.68 kg/(m2·s)時正弦和三角形波形的過熱度分別降低0.78 ℃和2.05 ℃，在G為409.57 kg/(m2·s)時分別降低2.94 ℃和2.04 ℃。正弦和三角形波紋壁面微細通道的波紋壁面強化了單相對流傳熱，使壁面溫度梯度降低，因此，可在較低的過熱度下產(chǎn)生泡核[19]；正弦和三角形波紋壁面微細通道的波紋結構使壁面氣泡核化點在更低過熱度被激活，增加了傳熱均勻性，氣泡脫離頻率增大，從而強化了傳熱，因此，在同一熱流密度下，正弦和三角形波紋壁面微細通道的壁溫比普通平底微細通道的壁溫低，表現(xiàn)為ONB 點后方的沸騰曲線中，正弦和三角形波紋壁面微細通道的曲線斜率比普通平底微細通道曲線斜率大許多。

3.2 不同波紋壁面微細通道沿程傳熱特性

工質(zhì)在微細通道內(nèi)的傳熱過程是一個逐漸吸收熱量、沸騰相變的過程，按傳熱規(guī)律，可將其分為單相強制對流傳熱區(qū)、過冷沸騰傳熱區(qū)及飽和沸騰傳熱區(qū)等幾個區(qū)間，因此，微細通道內(nèi)不同位置處的傳熱系數(shù)并不相同，探究不同波紋壁面微細通道傳熱系數(shù)的變化情況可以很好地展示其沿程傳熱特性。在本實驗工況下的質(zhì)量流率變化范圍內(nèi)，正弦和三角形波紋壁面微細通道沿程傳熱曲線始終位于普通平底微細通道上方，傳熱性能得到有效提升。

在實驗工況下，運用式(8)～(13)計算沿程各測點處熱力平衡干度χe并繪制圖7。從圖7可見：熱力平衡干度χe沿流體流動方向呈線性增加；χe<0為單相和過冷沸騰階段，過冷沸騰起始點可按式(24)～(31)進行計算[20]，A1，A2和A3分別為質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2?s)時普通平底微細通道、正弦和三角形波紋壁面微細通道過冷沸騰起始點；C1，C2和C3分別為質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2?s)時普通平底微細通道、正弦和三角形波紋壁面微細通道過冷沸騰起始點。

圖7 不同質(zhì)量流率下不同微細通道沿程熱力平衡干度曲線Fig.7 Thermal equilibrium dryness curves of different microchannels along different mass flow rates

單相強制對流熱平衡關系式為

式中：Dch為單個微細通道寬度，m。

流體與壁面?zhèn)鳠彡P系式為

由式(24)與式(25)得

根據(jù)Bowring提出的起始沸騰點是單相強制對流到過冷沸騰之間的過渡點，則

代入式(26)得

由圖6可知：在G為255.68 kJ/(m2·s)時，三角形、正弦波紋壁面微細通道和普通平底微細通道到達ONB 點所需壁面過熱度Δθw,ONB分別為3.53，4.31 和5.58 ℃；在G為409.57 kJ/(m2·s)時，三角形、正弦波紋壁面微細通道和普通平底微細通道到達ONB 點所需壁面過熱度Δθw,ONB分別為3.93，4.64和6.68 ℃。

當G為255.68 kg/(m2·s)和409.57 kg/(m2·s)時，雷諾數(shù)Re(Re=GDch/μL)分別為1 840和1 150，L/Dch=120，則單相對流換熱系數(shù)hspl由式(30)[20]求得。

式中：下標l表示液溫下物性，w表示壁溫下物性；θl,z為距槽道z處液相工質(zhì)溫度，℃；θl,in為液相工質(zhì)入口溫度，℃；θw,spl為單相對流處壁面溫度，℃；θw,ONB為過冷沸騰起始點處壁面溫度，℃；k為工質(zhì)導熱系數(shù)，kJ/(m·s·K)；μ為工質(zhì)動力黏度，Pa·s；Pr為普朗特準則數(shù)；g為重力加速度，m/s2；β為工質(zhì)體積膨脹系數(shù)。

χe=0 的點為飽和沸騰起始點，當質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2·s)和409.57 kg/(m2·s)時，飽和沸騰起始點分別為點B和點D，在相同微細通道中，質(zhì)量流率增加使過冷沸騰起始點和飽和沸騰起始點向下游移動，熱力平衡干度χe的增長率也減小。

圖8所示為不同質(zhì)量流率下不同微細通道沿程傳熱曲線。由圖8可知：當質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2?s)時，第2 測點的微細通道的傳熱系數(shù)比第1測點均有明顯提升，在第2測點已達到飽和沸騰傳熱階段，與第1測點所處的過冷沸騰傳熱階段傳熱機理不同，傳熱效果更好；當質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2?s)時，第1 測點處于單相傳熱階段，波紋壁面?zhèn)鳠釓娀阅懿伙@著；第2和第3測點處于過冷沸騰階段，波紋壁面微細通道開始展現(xiàn)出較強的傳熱強化性能；第4測點處于飽和沸騰階段，因此3種微細通道傳熱系數(shù)均提升顯著。

圖8 不同質(zhì)量流率下不同微細通道沿程傳熱曲線Fig.8 Heat transfer curves of different microchannels with different mass fluxes

在過冷沸騰階段，當本實驗工況下質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2·s)時，第2測點處正弦和三角形波紋壁面微細通道傳熱系數(shù)分別提升至普通平底微細通道的1.12倍和1.18倍，而到第3測點時已分別提升至普通微細通道的1.24 倍和1.33 倍；在質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2·s)時，最大分別提升至普通平底微細通道的1.27 倍和1.35 倍，正弦和三角形波紋壁面微細通道傳熱強化性能隨傳熱的發(fā)展和質(zhì)量流率的提高而得到了進一步加強。

圖9所示為不同質(zhì)量流率下不同微細通道平均飽和沸騰傳熱系數(shù)。由圖9可見：在飽和沸騰傳熱階段和相同質(zhì)量流率下，隨熱流密度增大，微細通道飽和沸騰傳熱系數(shù)存在一個臨界點，臨界點之前飽和沸騰傳熱系數(shù)隨熱流密度的增大而增大，臨界之后飽和沸騰傳熱系數(shù)隨熱流密度的增大存在降低現(xiàn)象。經(jīng)分析認為在干度較高時，氣相會阻礙在壁面從而弱化傳熱，如文獻[3]所述。在2種不同質(zhì)量流率下，隨熱流密度升高，正弦和三角形波紋壁面微細通道的平均飽和沸騰傳熱系數(shù)始終比普通平底微細通道的高；當質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2·s)時，正弦和三角形波紋壁面微細通道傳熱系數(shù)提升最大發(fā)生在熱流密度為17.534 kW/m2的工況下，強化率分別高達45.3613%和48.6713%；提升最小發(fā)生在熱流密度為31.4320kW/m2時，強化率僅為16.105 5%和13.779 9%；當質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2·s)時，正弦和三角形波紋壁面?zhèn)鳠釓娀试跓崃髅芏葹?3.375 kW/m2時最大，分別為44.126 3% 和41.305 3%，在熱流密度為19.674 kW/m2時強化率最小，分別為22.740 1%和21.269 9%。由此可見，波紋壁面微細通道在相同質(zhì)量流率下，不同熱流密度的強化率不同。假設強化率達20%及以上為傳熱提升顯著，由圖10可知：在p=60 kPa，θin=33 ℃條件下，當飽和沸騰傳熱階段質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2?s)時，最佳熱流密度范圍為13.375～23.674 kW/m2；當質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2?s)時，最佳熱流密度范圍為13.375～31.432 kW/m2，即較大的質(zhì)量流率使波紋壁面微細通道在更大的熱流密度范圍內(nèi)具有更好的傳熱強化效果。

圖9 不同質(zhì)量流率下不同微細通道平均飽和沸騰傳熱系數(shù)Fig.9 Average saturated boiling heat transfer coefficient of different microchannels with different mass fluxes

圖10所示為不同質(zhì)量流率下波紋壁面微細通道傳熱強化率隨熱流密度變化曲線圖。由圖10可知：波紋壁面微細通道隨質(zhì)量流率和熱流密度的變化而展現(xiàn)出復雜的傳熱強化性能：當質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2·s)時，波紋壁面微細通道強化率在實驗熱流密度范圍內(nèi)展現(xiàn)出先增加后下降再緩慢下降的趨勢；當質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2·s)時，波紋壁面微細通道強化率在實驗熱流密度范圍內(nèi)展現(xiàn)出先下降后上升的趨勢。

圖10 不同質(zhì)量流率下波紋壁面微細通道傳熱強化率隨熱流密度變化曲線圖Fig.10 Variation of heat transfer enhancement rate and heat flux in corrugated microchannels with different mass flow rates

結合圖9(a)可知，當質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2·s)時，熱流密度在13.375～17.534 kW/m2范圍內(nèi)，隨熱流密度的增大，普通微細通道傳熱系數(shù)增加較平緩，斜率僅為0.029 K?1，三角形和正弦微細通道傳熱系數(shù)斜率分別為0.086 K?1和0.087 K?1，根據(jù)強化率α的定義，此熱流密度范圍內(nèi)波紋壁面微細通道的傳熱強化率增加；在17.534～25.483 kW/m2熱流密度范圍內(nèi)，隨熱流密度增加，普通平底微細通道傳熱系數(shù)斜率達0.106 K?1，而三角形和正弦波紋壁面微細通道傳熱系數(shù)斜率分別維持在0.086 K?1和0.087 K?1，因此，強化率呈下降趨勢；當熱流密度高于25.483 kW/m2時，高熱流密度使得氣泡變長變大，導致微細通道換熱性能降低，普通平底微細通道傳熱系數(shù)斜率為?0.018 K?1，而三角形和正弦波紋壁面微細通道由于波紋壁面產(chǎn)生二次流擾動，使傳熱系數(shù)降低得更慢，斜率均為?0.043 K?1，波紋壁面微細通道和普通平底微細通道的傳熱系數(shù)斜率差距變小，因此，波紋壁面微細通道強化率呈緩慢下降趨勢。

結合圖9(b)可知，當質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2·s)時，在熱流密度為13.375～9.674 kW/m2范圍內(nèi)，隨熱流密度增加，普通平底微細通道傳熱系數(shù)的斜率一直維持在0.130 K?1，而三角形和正弦微細通道傳熱系數(shù)斜率為分別0.096 K?1和0.091 K?1，強化率呈下降趨勢；在熱流密度高于19.674 kW/m2后，通道內(nèi)氣泡增大，普通微細通道傳熱系數(shù)顯示出輕微下降趨勢，而三角形和正弦波紋壁面微細通道由于高質(zhì)量流率下的強二次流擾動增強了換熱，顯示出穩(wěn)定的強化換熱性能，因此，強化率呈逐漸上升的趨勢。

3.3 三角形和正弦微細通道強化沸騰傳熱機理分析

波紋壁面的引入顯著提升了微細通道沸騰傳熱性能，經(jīng)分析認為波紋壁面強化沸騰傳熱有2方面因素：一方面與氣泡受力有關，另一方面與通道內(nèi)二次流擾動有關。

微細通道加熱壁面上生成成核氣泡后，在內(nèi)力和外力的共同作用下發(fā)生位移。本文中，氣泡主要附著在豎直放置的微細通道的換熱壁面上，圖11所示為3 種微細通道氣泡受力示意圖，主要受到液相換熱介質(zhì)對氣泡的流動剪切力(浮力FB和準平衡力Fqs)、氣泡內(nèi)部膨脹力在流動方向上的分量(重力FG，流體速度推力Fam和流動方向上的氣泡不穩(wěn)定力分量Fdu)、氣泡表面張力在流動方向上的分量(Fs)作用。

圖11 3種微細通道氣泡受力示意圖Fig.11 Schematic diagram of three micro-channel bubble forces

根據(jù)文獻[21]，波紋結構之所以能強化傳熱，是因為流體的最大流速從通道中心偏移至波峰和波谷處，導致水動力邊界層和熱邊界層變薄，而由于最大流速偏移，處于通道壁上的氣泡所受流體速度推力Fam變大，從而促進了波紋壁面微細通道內(nèi)氣泡的脫離，進而提升了微細通道過冷沸騰階段傳熱性能。

圖12所示為不同熱流密度下各微細通道平均飽和沸騰傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流率變化曲線。由圖12可知：當熱流密度為17.534 kW/m2時，隨質(zhì)量流率增加，各微細通道的傳熱系數(shù)均增加；而當熱流密度為27.354 kW/m2時，隨質(zhì)量流率增加，正弦和三角形波紋壁面微細通道傳熱系數(shù)隨之增加，普通平底微細通道傳熱系數(shù)增加緩慢。這是因為熱流密度增加使通道內(nèi)單位體積成核氣泡生長速率持續(xù)增加，受通道尺寸的限制，成核氣泡生長聚并成為彈狀氣泡，對主流流體的擾動加強，形成彈狀流，此時，微細通道內(nèi)傳熱受工質(zhì)擾動影響，擾動越強烈傳熱效果越好，其主要傳熱機制為彈狀氣泡周圍液體薄膜的瞬態(tài)蒸發(fā)[22?23]；波紋壁面的引入在波峰與波谷之間形成二次流[24]，隨質(zhì)量流率增加，波紋壁面產(chǎn)生二次流擾動越強，從而進一步促進了彈狀流的橫向熱混合[25]，因此，三角形和正弦波紋壁面微細通道的飽和沸騰傳熱強化性能隨質(zhì)量流率的增加而增強。

圖12 不同熱流密度下各微細通道平均飽和沸騰傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流率變化曲線圖Fig.12 Curves of mean saturated boiling heat transfer coefficient with mass flow rate in different microchannels

4 結論

1)波紋壁面使得過冷沸騰起始點(ONB)提前，在本實驗工況下，相比于普通平底微細通道，三角形和正弦波紋壁面微細通道到達ONB 點所需的過熱度在質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2·s)時降低最多，分別降低2.94 ℃和2.04 ℃，傳熱性能顯著提高。

2)在過冷沸騰階段，在本實驗工況下，正弦和三角形波紋壁面微細通道過冷沸騰傳熱系數(shù)在質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2·s)時最大分別提升至普通微細通道的1.24 倍和1.33 倍；當質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2·s)時，最大分別提升至普通微細通道的1.27倍和1.35倍。

3)在飽和沸騰階段，波紋壁面微細通道在相同質(zhì)量流率下，不同熱流密度的強化率不同；在不同質(zhì)量流率下，較大的質(zhì)量流率使波紋壁面微細通道在更大的熱流密度范圍內(nèi)具有顯著的傳熱強化效果：假設強化率達20%及以上傳熱提升顯著，則在p=60 kPa，θin=33 ℃條件下，當質(zhì)量流率為255.68 kg/(m2·s)時，最佳熱流密度范圍為13.375～25.483 kW/m2；質(zhì)量流率為409.57 kg/(m2·s)，最佳熱流密度范圍為13.375～31.432 kW/m2。