高熱流密度下高度對(duì)微小間隙通道內(nèi)流動(dòng)沸騰特性的影響

朱?禹，李?雪，王世學(xué)

高熱流密度下高度對(duì)微小間隙通道內(nèi)流動(dòng)沸騰特性的影響

朱?禹，李?雪，王世學(xué)

(中低溫?zé)崮芨咝Ю媒逃恐攸c(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300350)

實(shí)驗(yàn)研究了常壓去離子水在不同高度的微小間隙通道內(nèi)的流動(dòng)沸騰特性．實(shí)驗(yàn)熱流密度為0～206W/cm2，質(zhì)流密度為200～400kg/(m2·s)，間隙為1mm和2mm．結(jié)果顯示，隨著實(shí)驗(yàn)條件的變化，通道內(nèi)出現(xiàn)了泡狀流、清掃流、攪拌流，且在清掃流早期觀察到不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象．此外，間隙高度降低促進(jìn)了流型的過渡，加快了不穩(wěn)定流動(dòng)的進(jìn)程．1mm通道內(nèi)核態(tài)沸騰起始點(diǎn)的熱流密度低于2mm通道，表明間隙高度的降低更有利于氣泡在低熱流密度下成核；1mm通道的過冷沸騰傳熱系數(shù)最高為2mm通道的1.7倍，2mm通道內(nèi)飽和沸騰傳熱系數(shù)略高于1mm通道．表明低熱流密度下過冷沸騰時(shí)小通道具有更好的傳熱性能，高熱流密度下飽和沸騰時(shí)大通道的傳熱稍具優(yōu)勢(shì)，同時(shí)表明間隙高度造成的傳熱差異隨熱流密度增大先增大后變?。?mm通道內(nèi)臨界熱流密度為2mm通道的83%，表明間隙高度的降低會(huì)使得臨界熱流密度降低．

流動(dòng)沸騰；微小間隙；通道高度；高熱流密度；傳熱系數(shù)

在電子、能源、化工等領(lǐng)域，設(shè)備內(nèi)部件表面通過的熱流密度常常會(huì)超過100W/cm2，被稱為高熱流密度[1]．此類高熱流密度傳熱面的散熱通常是利用液體平行流過傳熱面將熱量帶走．依照液體是否發(fā)生相變，分為單相對(duì)流換熱和流動(dòng)沸騰換熱，后者因?yàn)閾Q熱系數(shù)高、流量需求小以及溫度變化小而更具有優(yōu)勢(shì)[2]．

一般情況下，流動(dòng)沸騰換熱是將通道緊貼傳熱面，液體流過通道時(shí)吸收熱量發(fā)生相變從而帶走熱量．其中，具有毫米級(jí)水力直徑和高橫縱比(通道寬/通道高)截面的矩形通道為微小間隙通道[3]．與其他類型通道相比，如微通道換熱器，其具有構(gòu)成簡單、流動(dòng)阻力低、無嚴(yán)重的兩相不穩(wěn)定性等優(yōu)點(diǎn)[4]，因此受到廣泛關(guān)注．

在高橫縱比的微小間隙通道內(nèi)，氣泡在寬度方向可以自由生長，因此通道高度是影響其內(nèi)沸騰特性的重要因素．當(dāng)通道間隙小于1mm時(shí)，間隙高度對(duì)氣泡生長的限制作用十分明顯．隨著通道高度的降低，流型過渡提前，同時(shí)臨界熱流密度也隨之降低．Alam等[5]的研究表明，通常，通道內(nèi)為環(huán)狀流時(shí)具有最高傳熱系數(shù)．在環(huán)狀流階段傳熱系數(shù)隨著質(zhì)流密度的減小而增大；同時(shí)，在核態(tài)沸騰階段，傳熱系數(shù)亦隨著質(zhì)流密度的降低而增大[4]．

當(dāng)通道間隙大于3mm時(shí)，間隙高度不會(huì)再對(duì)氣泡生長過程產(chǎn)生限制[6]．在高入口過冷度下，核態(tài)沸騰階段傳熱系數(shù)與質(zhì)流密度無關(guān)．隨著通道高度增加，核態(tài)沸騰起始點(diǎn)向高過熱度推移，傳熱系數(shù)有所下降．

Alam等[3,5]研究發(fā)現(xiàn)微小間隙高度對(duì)氣泡生長的限制作用影響流動(dòng)沸騰傳熱特性，微小間隙與微通道相比，在高熱流密度下具有更高的傳熱系數(shù)和更小的壁面溫度波動(dòng)．Vlachou等[6]研究了微小間隙高度對(duì)高過冷度水流動(dòng)沸騰特性的影響，傳熱面尺寸為30mm×20mm．研究發(fā)現(xiàn)在高度過冷的條件下，核態(tài)沸騰起始點(diǎn)的過熱度隨著高度的增大而增大，核態(tài)沸騰階段的傳熱系數(shù)與質(zhì)流密度無關(guān)．

Ajith等[4]研究了不同流動(dòng)取向的微小間隙內(nèi)水的流動(dòng)沸騰特性，傳熱面尺寸為30mm×20mm，間隙為220μm．研究發(fā)現(xiàn)微小間隙內(nèi)的流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)與流動(dòng)取向無關(guān)，氣泡在微小間隙內(nèi)向下游與臂展方向生長，不同于微通道內(nèi)的向上游擴(kuò)張．

Soupremanien等[7]研究了長度為83mm、橫截面尺寸為5.6mm×0.8mm和2.3mm×1mm的矩形通道內(nèi)Forane?365HX的過冷沸騰．結(jié)果表明，通道橫截面積的改變影響通道內(nèi)流型的過渡．Yin等[8]研究了傳熱面尺寸為48mm×6mm、間隙為0.3mm的微小間隙內(nèi)去離子水的過冷流動(dòng)沸騰，結(jié)果發(fā)現(xiàn)局部傳熱系數(shù)沿流動(dòng)方向增大，當(dāng)通道為清掃流時(shí)平均傳熱系數(shù)最高．Markal等[9]研究了傳熱面尺寸為44mm×2.4mm、間隙為0.6mm的微小間隙內(nèi)去離子水的流動(dòng)沸騰特性，研究發(fā)現(xiàn)在較高熱流密度下，沿通道長度內(nèi)同時(shí)出現(xiàn)了泡狀流、攪拌流、環(huán)狀流與反-環(huán)狀流.

從前述文獻(xiàn)中可以看出，在以往研究中，對(duì)間隙為1～3mm的微小間隙內(nèi)流動(dòng)沸騰的研究鮮有報(bào)道．根據(jù)Alam等[3]的研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)通道高度大于700μm時(shí)，過冷沸騰傳熱系數(shù)幾乎保持不變．因此推測(cè)當(dāng)通道間隙介于1～3mm之間時(shí)，通道高度對(duì)流動(dòng)沸騰特性的影響可能降低．同樣根據(jù)Alam等[3]與Vlachou等[6]的研究，在過冷核態(tài)沸騰階段，傳熱系數(shù)可能隨著高度的降低而增大．然而，不同間隙高度內(nèi)過冷傳熱系數(shù)隨質(zhì)流密度的變化有所不同，無法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)；在高熱流范圍內(nèi)的飽和對(duì)流沸騰換熱階段，更是因?yàn)槿狈ψ銐虻臄?shù)據(jù)而無法給出明確的預(yù)測(cè)．

因此，為研究間隙高度對(duì)微小間隙通道內(nèi)流動(dòng)沸騰特性的影響，本文通過實(shí)驗(yàn)研究傳熱面為54mm×10mm、間隙為1mm和2mm微小間隙內(nèi)常壓去離子水的流動(dòng)沸騰特性．首先，使用高速相機(jī)對(duì)通道內(nèi)的兩相流進(jìn)行拍攝，揭示流動(dòng)沸騰傳熱特性與兩相流型之間的聯(lián)系．其次，繪制了局部傳熱系數(shù)曲線，對(duì)比不同局部位置的傳熱特性．最后，研究熱流密度、質(zhì)流密度對(duì)流動(dòng)沸騰特性的影響，并比較兩種通道內(nèi)流動(dòng)沸騰特性的異同點(diǎn)．

1?實(shí)驗(yàn)段與實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1?實(shí)驗(yàn)段設(shè)計(jì)

圖1(a)和(b)分別為實(shí)驗(yàn)段分解圖和剖面圖．實(shí)驗(yàn)段自上而下分別為不銹鋼板、石英玻璃板、O型圈、PEEK(poly-ether-ether-ketone)板、銅基體、加熱棒、不銹鋼板．石英玻璃板、PEEK板與銅基體構(gòu)成加熱的通道，長×寬為54mm×10mm，間隙高度分別為2mm與1mm．PEEK板與銅塊之間涂有室溫硫化有機(jī)硅膠，起密封作用．使用螺栓與上下兩塊不銹鋼板將整個(gè)實(shí)驗(yàn)段緊固．

PEEK板上設(shè)有進(jìn)水口與出水口，同時(shí)設(shè)有蓄水槽用于混合流體，以使其溫度一致，進(jìn)出口蓄水槽內(nèi)插有熱電偶測(cè)量進(jìn)出口流體溫度，并與差壓變送器連接直接測(cè)量通道內(nèi)壓降．銅基體下方用3處2mm空隙等分為4份，目的是減小橫向?qū)幔鞑糠州S線方向上設(shè)有3排測(cè)溫孔，深度為所在位置厚度的1/2，測(cè)溫點(diǎn)如圖1(b)所示．其中傳熱面下方1.5mm處，沿流動(dòng)方向，所測(cè)溫度分別命名為1、2、34，代入式(4)推導(dǎo)傳熱面溫度．銅基體另有兩個(gè)測(cè)溫點(diǎn)Cu,1和Cu,2，使用算術(shù)平均法計(jì)算銅基體表面平均溫度．

圖1?實(shí)驗(yàn)段示意

1.2?實(shí)驗(yàn)裝置與系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖2所示．流動(dòng)驅(qū)動(dòng)力來自于齒輪泵．首先，抽濾瓶中的去離子水在實(shí)驗(yàn)過程中始終處于沸騰狀態(tài)，以除掉不凝氣體．在泵力驅(qū)動(dòng)下，去離子水流經(jīng)過濾器，過濾掉可能存在的雜質(zhì)；經(jīng)過冷卻器，降低流體溫度保護(hù)后續(xù)裝置；隨后經(jīng)過流量計(jì)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)通道內(nèi)流體的質(zhì)量流量；經(jīng)過恒溫水槽中的盤管換熱調(diào)節(jié)入口溫度．通過針閥調(diào)節(jié)通道內(nèi)壓力，并由壓力變送器測(cè)量；隨后經(jīng)過實(shí)驗(yàn)段發(fā)生換熱后，流經(jīng)冷凝器后回到抽濾瓶中．所有實(shí)驗(yàn)中的參數(shù)由測(cè)量裝置測(cè)得，并由數(shù)據(jù)采集裝置收集，其中實(shí)驗(yàn)初始參數(shù)見表1．實(shí)驗(yàn)段上方架設(shè)有高速相機(jī)，拍攝幀數(shù)為7000幀/s，用于實(shí)時(shí)拍攝通道內(nèi)的兩相流動(dòng)狀態(tài)，圖1(b)標(biāo)記區(qū)域?yàn)榕臄z視野．

圖2?實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意

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表1?實(shí)驗(yàn)初始參數(shù)

Tab.1?Experimental parameters

2?數(shù)據(jù)處理及實(shí)驗(yàn)裝置驗(yàn)證

2.1?數(shù)據(jù)處理

1) 質(zhì)流密度

質(zhì)流密度的計(jì)算公式為

式中：為質(zhì)流密度，kg/(m2·s)；為流體密度，kg/m3；為流量計(jì)測(cè)得的體積流量，L/h；c為通道寬度，m；c為通道高度，m．

2) 熱流密度

熱流密度的計(jì)算公式為

式中：eff為熱流密度，W/cm2；為總加熱量，W；loss為損失熱量，W；c為通道長度，m．

本文采用空載實(shí)驗(yàn)段熱平衡法[9]確定損失熱量，即對(duì)空通道施加一定的熱量，待實(shí)驗(yàn)段達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，記錄銅基體表面平均溫度(Cu,ave)與環(huán)境溫度(amb)的差值(Δamb＝Cu,ave－amb)，此時(shí)施加熱量即為該溫差下的損失熱量．小幅度增加熱量，重復(fù)此操作，即可建立損失熱量與溫差的函數(shù)關(guān)系，獲得更高表面溫度下的熱損失．測(cè)量結(jié)果及擬合的loss計(jì)算公式如圖3所示．

圖3?熱損失擬合曲線

3) 局部換熱系數(shù)

局部換熱系數(shù)的計(jì)算公式為

式中：為局部換熱系數(shù)，W/(m2·K)；w,i為號(hào)位置處傳熱面溫度，1、2、3、4，℃；f,i為號(hào)位置處主流流體溫度，℃．w,i由式(4)導(dǎo)出．

式中：T為號(hào)位置處熱電偶測(cè)量溫度，℃；Δ為號(hào)位置處熱電偶距離傳熱面的垂直距離(本文中為1.5mm)，m；為銅的熱導(dǎo)率，W/(m·K)．

過冷段的f,i為

式中：in為流體的入口溫度，℃；L為號(hào)位置處距離實(shí)驗(yàn)通道入口的距離，m；為定壓比熱容，J/(kg·K)．

飽和段的f,i為流體飽和溫度，本文取常壓下飽和溫度100℃．

4) 局部干度

局部干度的計(jì)算公式為

式中：x為局部干度；fg為流體的汽化潛熱，J/kg．

上述計(jì)算參數(shù)的誤差按文獻(xiàn)[10]提供的方法進(jìn)行計(jì)算，最大計(jì)算誤差如表2所示．

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表2?最大計(jì)算誤差

Tab.2?Maximum calculation errors

2.2?實(shí)驗(yàn)裝置驗(yàn)證

使用過冷水單相強(qiáng)迫對(duì)流傳熱結(jié)果對(duì)實(shí)驗(yàn)裝置的可靠性進(jìn)行驗(yàn)證．過冷水在2mm通道內(nèi)流動(dòng)，入口溫度為45℃．使用Gnielinski公式(適用范圍：為2300～1000000)預(yù)測(cè)傳熱特性并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比．如圖4所示，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與預(yù)測(cè)結(jié)果在15%的偏差內(nèi)一致，小于該公式的預(yù)測(cè)誤差±20%[11]，表明實(shí)驗(yàn)裝置的可靠性滿足要求．

圖4?實(shí)驗(yàn)裝置驗(yàn)證

3?結(jié)果與討論

3.1?兩相流型分析

圖5展示了觀察到的3種兩相流型：泡狀流、清掃流、攪拌流．對(duì)流型的判斷與分析主要在通道中下游．原因是實(shí)驗(yàn)條件范圍內(nèi)過冷水流入通道內(nèi)，上游的流動(dòng)形態(tài)以單相或孤立氣泡為主，而在中下游匯集大量氣體，進(jìn)而形成不同的流型．

圖5　　Tin＝80℃、G＝400kg/(m2·s)時(shí)2mm通道內(nèi)的3種流型

圖5(a)為泡狀流，生成氣泡離散分布在通道傳熱面上，隨著過冷液體的流動(dòng)出現(xiàn)生長與冷凝的交替．圖5(b)為清掃流，成核密度與氣泡體積均大于泡狀流，氣泡生長到一定體積后脫離成核位點(diǎn)沿傳熱面流動(dòng)，并與沿途的氣泡合并形成更大的氣泡．圖5(c)為攪拌流，氣泡基本占據(jù)整個(gè)通道寬度，相鄰氣泡彼此之間發(fā)生碰撞，界面模糊，連接相鄰氣泡的液橋在氣泡撞擊作用下呈浪花狀與氣泡混合在一起．

每種流型隨熱流密度提高而不斷發(fā)展．下面以2mm通道、過冷水入口溫度80℃、質(zhì)流密度400kg/(m2·s)的工況為例，闡述流型隨熱流密度的變化規(guī)律．

3.1.1?泡狀流

圖6展示了泡狀流隨熱流密度的變化規(guī)律．在約21.0～65.0W/cm2的熱流密度范圍內(nèi)，流型為泡狀流．在圖6(a)中，當(dāng)eff＝21.0W/cm2時(shí)，傳熱表面成核位點(diǎn)被激活，生成氣泡體積很小，固定在成核位點(diǎn)處．在圖6(b)中，當(dāng)eff＝49.7W/cm2時(shí)，成核位點(diǎn)增多，生成氣泡體積增大，基本呈橢圓狀．氣泡出現(xiàn)增大然后變小的交替過程．偶爾有氣泡脫離成核位點(diǎn)沿傳熱面向出口滑動(dòng)，在流動(dòng)的過程中冷凝消失．這是因?yàn)闅馀莸撞靠拷鼈鳠崦娴奈⒁簩诱舭l(fā)使氣泡生長變大，而此時(shí)主流流體仍處于過冷狀態(tài)，氣泡頂部生長至過冷流體中使氣泡冷凝變小，Li等[12]和Wang等[13]也曾觀察到類似現(xiàn)象．在圖6(c)中，當(dāng)eff＝58.3W/cm2時(shí)，氣泡體積再次增大，滑動(dòng)氣泡數(shù)量明顯增多，滑行距離更長，但仍在過冷液體中冷凝消失.

圖6　　G＝400kg/(m2·s)時(shí)2mm通道內(nèi)泡狀流隨熱流密度的變化規(guī)律

3.1.2?清掃流

圖7展示了清掃流隨熱流密度的變化規(guī)律，在約65.0～149.1W/cm2的熱流密度范圍內(nèi)，流型為清掃流．該流型命名借鑒Yin等[8]對(duì)扁矩形通道內(nèi)的流型描述．如圖7所示，隨著熱流密度的提高，主流流體過冷度降低，對(duì)氣泡的冷凝作用減小，氣泡生成速率與聚合頻率加快，氣團(tuán)體積逐漸增大，當(dāng)eff＝75.8W/cm2時(shí)，氣團(tuán)僅占通道寬度的約1/3；當(dāng)eff＝104.8W/cm2時(shí)，氣團(tuán)體積超過通道寬度的1/2；當(dāng)eff＝143.1W/cm2時(shí)，氣團(tuán)體積占據(jù)整個(gè)通道寬度，氣團(tuán)之間有明顯的連接液橋．

圖7　　G＝400kg/(m2·s)時(shí)2mm通道內(nèi)清掃流隨熱流密度的變化規(guī)律

值得注意的是，在清掃流早中期階段(83.7W/cm2≤eff＜134.8W/cm2)，通道內(nèi)出現(xiàn)不穩(wěn)定的間歇性流動(dòng)，如圖8所示．當(dāng)＝0，通道內(nèi)有大量氣泡產(chǎn)生，向出口方向流動(dòng)生長．氣相的堆積使下游壓力升高，流動(dòng)受阻并出現(xiàn)短暫的回流．＝0＋30.0ms，氣泡發(fā)展成拉長氣團(tuán)；當(dāng)＝0＋85.7ms，拉長氣團(tuán)緩慢向上游膨脹，快速向下游拉長．待上游壓力增加至推動(dòng)拉長氣團(tuán)離開，通道內(nèi)開始下一個(gè)循環(huán)周期．

3.1.3?攪拌流

圖9展示了攪拌流隨熱流密度的變化規(guī)律．在約149.1～206.4W/cm2的熱流密度范圍內(nèi)，流型為攪拌流．隨著熱流密度增大，氣團(tuán)不斷拉長，碰撞速度加快，液橋長度不斷縮短．當(dāng)eff＝156.6W/cm2時(shí)，氣團(tuán)之間的液橋內(nèi)仍有氣泡生成，并與周圍大氣團(tuán)合并．當(dāng)eff＝178.4W/cm2時(shí)，拍攝視野內(nèi)多個(gè)氣團(tuán)的數(shù)量減少至2個(gè)，2個(gè)氣團(tuán)之間存在連接液橋．當(dāng)eff＝195.6W/cm2時(shí)，通道內(nèi)氣團(tuán)數(shù)量已減少至1個(gè)，靠近兩側(cè)通道內(nèi)存有少量液相，并不斷有氣相生成．

圖8　　G＝400kg/(m2·s)、qeff＝111.8W/cm2時(shí)2mm通道內(nèi)清掃流隨時(shí)間的變化規(guī)律

圖9　　G＝400kg/(m2·s)時(shí)2mm通道內(nèi)攪拌流隨熱流密度的變化規(guī)律

3.2?兩相流型分布

圖10展示了不同參數(shù)下通道內(nèi)流型的分布，橫縱坐標(biāo)分別是熱流密度與質(zhì)流密度．首先，隨著熱流密度的增加，流型依次為從單相流過渡到泡狀流、清掃流、攪拌流．其次，質(zhì)流密度的降低促進(jìn)了流型的發(fā)展和過渡，相同流型過渡時(shí)的熱流密度隨著質(zhì)流密度的降低而降低[14]．

通道高度的減小使流型在更低的熱流密度下發(fā)生過渡．例如，在＝400kg/(m2·s)、間隙分別為2mm和1mm時(shí)，泡狀流向清掃流、清掃流向攪拌流過渡時(shí)的熱流密度分別約為75W/cm2、150W/cm2和40W/cm2、120W/cm2．圖11是在=400kg/(m2·s)、熱流密度基本相同時(shí)，通道內(nèi)的兩相流變化．1mm與2mm通道內(nèi)分別為攪拌流和清掃流．從圖11中發(fā)現(xiàn)，1mm通道內(nèi)氣團(tuán)上表面的波動(dòng)弱于2mm通道內(nèi)，氣團(tuán)的數(shù)量明顯較少，單個(gè)氣團(tuán)體積占比較大，表明1mm通道內(nèi)氣團(tuán)的生長和發(fā)展更容易受到通道高度的限制，從而促進(jìn)了流型的發(fā)展和過渡．

圖10?流動(dòng)沸騰兩相流型分布

圖11?1mm與2mm通道內(nèi)流型對(duì)比

在第3.1節(jié)中通過可視化圖像觀察到了明顯的不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象，結(jié)合數(shù)據(jù)分析，不穩(wěn)定流動(dòng)出現(xiàn)時(shí)，入口壓力出現(xiàn)明顯波動(dòng)；不穩(wěn)定流動(dòng)減弱時(shí)，入口壓力波動(dòng)明顯減小．據(jù)此，在圖10中同時(shí)標(biāo)注了兩相不穩(wěn)定流動(dòng)的開始(onset of unstable flow，OUF)和結(jié)束(end of unstable flow，EUF)．在2mm通道內(nèi)，不穩(wěn)定流動(dòng)開始于清掃流早期，隨著熱流密度的增加，不穩(wěn)定流動(dòng)得到緩解，直到在清掃流中期結(jié)束．通道高度降低到1mm時(shí)，不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象提前到與清掃流同時(shí)開始．通過可視化觀察，上游氣相冷凝[15]和下游氣泡的快速產(chǎn)生并擴(kuò)張是造成清掃流階段不穩(wěn)定流動(dòng)的主要原因．通道高度的降低對(duì)氣相生長的限制加強(qiáng)，促進(jìn)了流型的發(fā)展，導(dǎo)致兩相不穩(wěn)定流動(dòng)提前．隨著熱流密度的增加，流體溫度上升，氣相冷凝現(xiàn)象不斷減輕后消失，因此不穩(wěn)定流動(dòng)得到緩解．

3.3?傳熱系數(shù)

3.3.1?局部沸騰曲線與傳熱系數(shù)

圖12(a)是in＝80℃、＝400kg/(m2·s)時(shí)，2mm通道內(nèi)局部位置的沸騰曲線，橫縱坐標(biāo)分別為壁面過熱度Δsat(Δsat＝w－sat)和熱流密度eff．由沸騰曲線可見，當(dāng)Δsat＜10℃時(shí)，局部位置的沸騰曲線斜率基本保持恒定，表明此階段為單相強(qiáng)迫對(duì)流換熱．當(dāng)Δsat＞10℃時(shí)，從4號(hào)位置開始，沸騰曲線斜率依次出現(xiàn)突增，表明通道內(nèi)由單相對(duì)流換熱過渡為沸騰相變換熱，并且隨著過熱度的提高，沸騰相變換熱向上游推移[12]．

圖12(b)給出了in＝80℃、＝400kg/(m2·s)時(shí)2mm通道內(nèi)4個(gè)局部位置的傳熱曲線．在實(shí)驗(yàn)的熱流密度范圍內(nèi)，通道內(nèi)經(jīng)歷了單相強(qiáng)迫對(duì)流換熱、過冷沸騰換熱和飽和沸騰換熱．以4號(hào)位置為例，當(dāng)eff≤15.0W/cm2時(shí)，局部傳熱系數(shù)基本保持恒定，與熱流密度幾乎無關(guān)，此時(shí)通道內(nèi)為單相強(qiáng)迫對(duì)流換熱.

當(dāng)15.0W/cm2＜eff＜143.1W/cm2時(shí)，各局部傳熱系數(shù)隨著熱流密度的增大而快速增大．同時(shí)，沿流動(dòng)方向傳熱系數(shù)亦不斷增大．觀察圖6泡狀流變化與圖7清掃流變化得到，該階段主要通過氣泡成核沸騰換熱，成核位點(diǎn)數(shù)量與氣泡生長速度隨著熱流密度的增大而增大，通道下游的氣泡數(shù)量與體積大于上游．同時(shí)，計(jì)算干度小于0(＜0)，因此在該熱流密度范圍內(nèi)為過冷核態(tài)沸騰換熱．

圖12?2mm通道內(nèi)沸騰曲線與傳熱曲線

當(dāng)143.1W/cm2≤eff≤206.4W/cm2時(shí)，4號(hào)位置處熱流密度對(duì)傳熱系數(shù)的影響降低．觀察圖9攪拌流的變化，4號(hào)位置被液膜-氣膜-液膜夾層覆蓋，傳熱機(jī)制由核態(tài)沸騰換熱逐漸向?qū)α鞣序v換熱過渡，而對(duì)流沸騰換熱與熱流密度無關(guān)．且此時(shí)計(jì)算干度大于0(＞0)，因此該階段主要由飽和對(duì)流沸騰主導(dǎo)換熱．隨著熱流密度的提高，3號(hào)位置也達(dá)到了飽和流動(dòng)沸騰階段．通道上游的1號(hào)與2號(hào)位置始終處于過冷流動(dòng)沸騰換熱．

3.3.2?質(zhì)流密度與熱流密度對(duì)傳熱系數(shù)的影響

圖13展示了質(zhì)流密度與熱流密度對(duì)不同高度的微小間隙通道內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)的影響．從圖13(a)2mm通道內(nèi)傳熱系數(shù)曲線中發(fā)現(xiàn)，核態(tài)沸騰起始點(diǎn)(onsetof nucleation boiling，ONB)的熱流密度隨著質(zhì)流密度的增大而增大，在ONB之前的單相區(qū)域，傳熱系數(shù)隨著質(zhì)流密度的增大而增大，而與熱流密度無關(guān)[16]．圖13(c)所示的1mm通道顯示了相同結(jié)果，表明該結(jié)論不隨間隙高度的降低發(fā)生改變．

在ONB之后的過冷核態(tài)沸騰階段，傳熱系數(shù)隨著熱流密度的增大而增大．從圖9中可以發(fā)現(xiàn)，隨著熱流密度的增大，成核位點(diǎn)與氣泡體積均增大，更多氣泡的產(chǎn)生和由此加強(qiáng)的流體擾動(dòng)均會(huì)促進(jìn)傳熱．該結(jié)論符合以往研究中的結(jié)論：核態(tài)沸騰時(shí)傳熱系數(shù)為熱流密度的函數(shù)[17]．在該階段傳熱系數(shù)隨著質(zhì)流密度的降低而增大．質(zhì)流密度降低雖然削弱了流體的擾動(dòng)．然而在低質(zhì)流密度下，相同熱流密度下主流溫度更高，更有利于氣泡的成核生長．從圖14中也可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)熱流密度基本相同時(shí)，低質(zhì)流密度下通道內(nèi)有更多的成核位點(diǎn)和更大的氣泡，因此傳熱性能更強(qiáng)．

圖13?1mm與2mm通道內(nèi)傳熱系數(shù)對(duì)比

圖14　　G＝200～400kg/(m2·s)時(shí)的2mm通道內(nèi)的兩相流態(tài)

在飽和沸騰階段，熱流密度對(duì)傳熱系數(shù)的影響降低，傳熱系數(shù)隨著質(zhì)流密度的增大而略有增大．飽和沸騰階段，通道內(nèi)為攪拌流，隨著熱流密度的增大，氣泡數(shù)量不斷減少，意味著傳熱由核態(tài)沸騰換熱向?qū)α鞣序v換熱過渡．隨著質(zhì)流密度增大，核態(tài)沸騰換熱強(qiáng)度增大，對(duì)流沸騰換熱強(qiáng)度較?。啾扔趯?duì)流沸騰中液膜蒸發(fā)換熱，核態(tài)沸騰具有更好的傳熱性能．同時(shí)，高質(zhì)流密度下加強(qiáng)了兩相之間的擾動(dòng)，促進(jìn)了氣團(tuán)下方液膜微層的蒸發(fā)，因此高質(zhì)流密度具有更好的傳熱性能．

最后，臨界熱流密度隨著質(zhì)流密度的增大而增大．在攪拌流期間，下游自傳熱面由液膜-氣膜-液膜構(gòu)成．隨著熱流密度的提高，近傳熱面的液膜不斷變薄，直至干涸，氣膜直接與傳熱面接觸，傳熱熱阻驟然增加，使得傳熱惡化，壁面溫度急劇升高，達(dá)到臨界狀態(tài)．質(zhì)流密度越大，相同熱流密度下近壁面處液膜越厚，液膜干涸時(shí)需要的熱流密度越高，即臨界熱流密度越高．

3.3.3?通道高度對(duì)傳熱系數(shù)的影響

圖15(a)展示了＝400kg/(m2·s)時(shí)，兩個(gè)通道內(nèi)4號(hào)位置的流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)對(duì)比．兩個(gè)通道內(nèi)的傳熱特性區(qū)別主要有以下幾點(diǎn)．

首先，1mm通道內(nèi)的核態(tài)沸騰起始點(diǎn)的熱流密度低于2mm通道．原因是通道高度的降低，加快了流體的升溫速度，更有利于氣泡的產(chǎn)生．

其次，1mm與2mm通道的傳熱系數(shù)差異隨著熱流密度的增大出現(xiàn)了先增大后減小的變化．相同條件下，1mm通道的過冷沸騰換熱傳熱系數(shù)高于2mm通道，最高為2mm通道的1.7倍．隨著熱流密度的提高，1mm通道達(dá)到飽和沸騰階段，傳熱系數(shù)仍高于相同熱流密度下的2mm通道內(nèi)的過冷沸騰傳熱系數(shù)．因?yàn)樵谙嗤瑮l件下小通道內(nèi)流體溫度更高，氣泡的冷凝頻率低于2mm通道，生成速度高于2mm通道．隨著熱流密度繼續(xù)增大，當(dāng)2mm通道內(nèi)達(dá)到飽和沸騰階段，其傳熱系數(shù)略高于1mm通道．因?yàn)樵诖笸ǖ纼?nèi)氣液兩相之間的擾動(dòng)更加強(qiáng)烈，更有利于液相的蒸發(fā)．

圖15　　G＝400kg/(m2·s)時(shí)1mm與2mm通道傳熱系數(shù)與臨界熱流密度對(duì)比

最后，2mm通道內(nèi)臨界熱流密度高于1mm通道．圖15(b)為兩通道內(nèi)臨界熱流密度的對(duì)比．當(dāng)質(zhì)流密度為200kg/(m2·s)時(shí)，1mm通道內(nèi)臨界熱流密度為114.8W/cm2，約為2mm通道的83%．隨質(zhì)流密度增大，1mm與2mm通道的臨界熱流密度均增大，然而前者占后者的比例幾乎不變，仍約為83%.

4?結(jié)?論

本文研究了常壓去離子水在單面加熱的微小間隙矩形通道內(nèi)的流動(dòng)沸騰特性．去離子水的入口溫度為80℃，質(zhì)流密度為200～400kg/(m2·s)，間隙為1mm和2mm，熱流密度0～206.4W/cm2．期間使用高速相機(jī)對(duì)通道內(nèi)兩相流態(tài)的進(jìn)行拍攝．通過可視化實(shí)驗(yàn)和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析得到以下結(jié)論.

(1) 在本文實(shí)驗(yàn)條件下，通道內(nèi)共觀察到3種兩相流態(tài)：泡狀流、清掃流和攪拌流．單一流型隨著熱流密度的增大不斷發(fā)展，即在泡狀流階段成核位點(diǎn)數(shù)量與氣泡體積不斷增大．在清掃流階段氣團(tuán)面積逐漸增大至占據(jù)通道寬度，期間伴隨不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象的出現(xiàn)和消失．在攪拌流階段拉長氣團(tuán)逐漸占據(jù)通道下游，連接液橋不斷縮減至消失．

(2) 通過建立流型圖分析發(fā)現(xiàn)，質(zhì)流密度的降低使流型的發(fā)展與過渡向更低的熱流密度方向偏移．不穩(wěn)定流動(dòng)的開始一般出現(xiàn)在清掃流早期，結(jié)束于清掃流中期，氣泡快速生長與上游氣相冷凝是造成通道內(nèi)不穩(wěn)定流動(dòng)的主要原因．1mm通道由于對(duì)氣泡高度方向生長的限制，促進(jìn)了流型的過渡與發(fā)展，并使不穩(wěn)定流動(dòng)現(xiàn)象提前到與清掃流一同出現(xiàn)．

(3) 通道內(nèi)出現(xiàn)3個(gè)傳熱階段：單相強(qiáng)迫對(duì)流換熱、過冷沸騰換熱與飽和沸騰換熱．單相強(qiáng)迫對(duì)流換熱系數(shù)隨著質(zhì)流密度的增大而增大，與熱流密度無關(guān)，沿流動(dòng)方向略有降低；過冷沸騰傳熱系數(shù)隨熱流密度的增大而快速增大，隨質(zhì)流密度的增大而降低；飽和沸騰傳熱系數(shù)隨熱流密度的增大而增大，隨質(zhì)流密度的降低而降低．臨界熱流密度隨著質(zhì)流密度的增大而增大．

(4) 在本文質(zhì)流密度下，1mm與2mm通道的傳熱系數(shù)差異隨著熱流密度的增大出現(xiàn)了先增大后減小的變化．1mm通道內(nèi)的核態(tài)沸騰起始點(diǎn)的熱流密度略低于2mm通道，過冷沸騰傳熱系數(shù)最高為2mm通道的1.7倍；1mm通道內(nèi)的飽和沸騰傳熱系數(shù)略低于相同熱流密度下2mm通道內(nèi)的飽和傳熱系數(shù)；1mm通道的臨界熱流密度約為2mm通道的83%．綜上表明，通道內(nèi)過冷沸騰傳熱系數(shù)隨著通道間隙高度的降低而增大，飽和沸騰傳熱系數(shù)隨間隙高度的降低而略有減小，臨界熱流密度隨間隙高度降低而減?。?/p>

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Effect of Channel Height on Flow Boiling Characteristics in Minigap Channels at High Heat Fluxes

Zhu Yu，Li Xue，Wang Shixue

(Key Laboratory of Efficient Utilization of Low and Medium Grade Energy(Tianjin University)，Tianjin 300350，China)

Atmospheric deionized water flow boiling characteristics in minigap channels with different heights were experimentally studied. The experimental heat flux range，mass flux range，and channel heights were 0—206W/cm2，200—400kg/(m2·s)，and 1mm and 2mm，respectively. The results show that with the change in experimental conditions，bubbly，sweeping，and churn flows appeared in the channel，and an unstable flow was observed in the early stage of the sweeping flow. The gap height reduction promoted the development of the two-phase flow pattern and advanced the process of the unstable flow. The heat flux at the onset of the nucleated boiling of the 1mm channel was lower than that of the 2mm channel，indicating that reducing the gap height is more favorable for bubble nucleation at low heat fluxes. The subcooled boiling heat transfer coefficient of the 1mm channel was almost 1.7 times that of the 2mm channel. The saturated boiling heat transfer coefficient in the 2mm channel was slightly higher than that of the 1mm channel. Thereby indicating that the subcooled boiling heat transfer in the small channel under low heat flux is more advantageous than that in the large channel，while the situation reverses in the saturation boiling heat transfer. Additionally，the difference in heat transfer caused by the gap height first increases and subsequently decreases with the increasing heat flux. The critical heat flux in the 1mm channel was 83% of that in the 2mm channel，indicating that reducing the gap height will reduce the critical heat flux.

flow boiling；minigap；channel height；high heat flux；heat transfer coefficient

10.11784/tdxbz202111006

TK172

A

0493-2137(2023)03-0242-10

2021-11-03；

2021-11-25.

朱?禹（1982—??），男，博士，副教授，zhuyu@tju.edu.cn.

王世學(xué)，wangshixue_64@tju.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51876138).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51876138).

(責(zé)任編輯：金順愛)