微通道內(nèi)稀乳液流動沸騰換熱特性的實驗研究

張子濤,吳越,何坤,晏鑫

(西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安)

近年來,隨著微處理器和激光等電子設(shè)備的功耗不斷增加、尺寸不斷縮小,需要采用更高效的換熱器以確保設(shè)備在正常工作時所產(chǎn)生的熱量能夠被及時帶走[1]。微通道換熱器由于具有可直接接觸冷卻、冷卻能力強(qiáng)、方便制造等優(yōu)點,在電子設(shè)備散熱領(lǐng)域備受關(guān)注。其中,微通道兩相換熱器利用流體吸收顯熱和潛熱的屬性來增加散熱量,具有更強(qiáng)的冷卻性能。因此,開展微通道內(nèi)不同工質(zhì)的流動沸騰換熱性能研究,對于揭示微通道內(nèi)相變換熱強(qiáng)化機(jī)理、闡明工質(zhì)流態(tài)變化對換熱性能的影響機(jī)制具有十分重要的意義。

符號表

在通道內(nèi)流動的工質(zhì)會受到表面張力與重力的影響。為區(qū)分通道的類型,Kew和Cornwell[2]定義了通道的限制數(shù)Co,當(dāng)Co>0.5時,通道內(nèi)流體的表面張力相對于重力占主導(dǎo)作用,該通道可被認(rèn)為是微通道。Tuckerman和Pease對微通道內(nèi)的流動沸騰換熱進(jìn)行了開創(chuàng)性的研究工作[3]。隨后,研究者對微通道兩相換熱器的傳熱性能開展了詳實的研究,內(nèi)容包括制造不同的結(jié)構(gòu)化表面以強(qiáng)化換熱[4-5]、分析不同截面形狀對換熱性能的影響[6]、對換熱表面進(jìn)行改性[7-8]、選用不同的工質(zhì)提升換熱性能[9-11]等。

目前,大多數(shù)電子元件都需要在85 ℃以下才能穩(wěn)定、安全工作。因此,微通道換熱器需在目標(biāo)溫度范圍內(nèi)達(dá)到更高的換熱系數(shù),可通過在連續(xù)相中添加沸點低得多的分散相制備乳液[12-14]來實現(xiàn)。Mori等[15]最早開展了乳液沸騰換熱特性的研究。Roesle和Kulacki[16]對乳液沸騰換熱實驗進(jìn)行了綜述,并為乳液沸騰研究提供了一個基本框架。Gasanov和Bulanov等[17-20]對乳液沸騰換熱開展了系統(tǒng)的研究工作。

針對乳液在微通道內(nèi)的流動沸騰換熱問題,Roesle等[21]開展了0.1 mm深微通道內(nèi)FC-72/水乳液流動沸騰換熱研究,結(jié)果表明,在微通道內(nèi)流速較低的工況下,FC-72分散相液滴可以與水很好地分離并且不容易破碎。Morshed等[22]開展了FC-72/水乳液在672 μm單微通道和5列500 μm深寬的并行微通道內(nèi)的流動沸騰換熱研究,結(jié)果表明,在單相對流換熱區(qū)域,由于FC-72液滴的下沉,與純水相比,對流換熱系數(shù)略有降低;在兩相流工況下,未觀察到添加FC-72對換熱系數(shù)產(chǎn)生明顯影響。Janssen[12]開展了0.25 mm微通道內(nèi)FC-72稀乳液的流動沸騰換熱研究,結(jié)果表明,當(dāng)壁面溫度較低時,乳液和單相純液體的對流換熱系數(shù)沒有明顯區(qū)別;當(dāng)壁溫高于分散相飽和溫度、低于連續(xù)相飽和溫度時,由于分散相發(fā)生沸騰后氣、液兩相交替產(chǎn)生的擾動,使換熱強(qiáng)化了20%～60%。

總體而言,目前在公開發(fā)表的文獻(xiàn)中針對微通道內(nèi)稀乳液流動沸騰換熱特性的實驗研究較為匱乏,尚未清楚揭示其流動和換熱強(qiáng)化機(jī)理?；诖?本文開展了微通道內(nèi)體積分?jǐn)?shù)為1%的FC-72/乳液在光滑換熱表面的流動沸騰換熱實驗,對微通道內(nèi)的流動形態(tài)進(jìn)行了可視化測量,并將實驗結(jié)果與對應(yīng)工況下的去離子水進(jìn)行對比,分析了微通道內(nèi)稀乳液流動沸騰換熱強(qiáng)化機(jī)制。

1 實驗系統(tǒng)與方法

1.1 流動回路

微通道流動沸騰換熱實驗系統(tǒng)如圖1所示。實驗回路由儲液罐、預(yù)加熱器、可調(diào)速齒輪泵、轉(zhuǎn)子流量計、實驗段和冷卻風(fēng)機(jī)組成。可調(diào)速齒輪泵閉環(huán)驅(qū)動完全脫氣的去離子水,利用PID溫控系統(tǒng)調(diào)節(jié)實驗段入口水溫?；芈妨髁客ㄟ^高精度電位器改變泵的轉(zhuǎn)速設(shè)定,并由轉(zhuǎn)子流量計進(jìn)行監(jiān)測。換熱面溫度由埋入換熱模塊的K型熱電偶測得的平均溫度計算,流體的絕對壓力由一對布置在測試段進(jìn)出口處的PX-309 Omega壓力傳感器測量。實驗段下游的冷卻風(fēng)扇在液體回到儲水罐前對其進(jìn)行冷卻。流動可視化使用攝像機(jī)進(jìn)行拍攝。

圖1 微通道流動沸騰換熱實驗系統(tǒng)Fig.1 Schematic diagram of the experimental system for microchannel flow boiling heat transfer

1.2 實驗段

實驗段結(jié)構(gòu)如圖2所示,由純銅加熱模塊、耐熱玻璃蓋板、環(huán)氧樹脂頂板、底板和保溫箱組成。耐熱玻璃被安裝在環(huán)氧樹脂頂板上,以獲得清晰的可視化視野?？烧{(diào)直流電源驅(qū)動的不銹鋼加熱棒被用于給流體施加恒定的熱流,環(huán)氧樹脂絕熱模塊包覆在銅換熱塊外表面,用于減少換熱塊向環(huán)境中散熱。銅板上表面與微通道中的流體接觸并換熱。本實驗中3組微通道的高度分別為217、433和1 014 μm。由于微通道的寬度遠(yuǎn)大于高度,水力直徑Dh取微通道的實際高度。

圖2 實驗段結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Test section structure diagram

1.3 實驗流程

每次實驗開始前,需使用2 000目的砂紙打磨銅表面氧化層,以保證換熱表面光滑;制備體積分?jǐn)?shù)為1%的FC-72/水乳液,取樣并使用顯微鏡標(biāo)定尺寸,對液滴直徑分布進(jìn)行觀察。圖3展示了對FC-72液滴尺寸分布的部分統(tǒng)計結(jié)果,通過該方法制得的多分散乳液液滴直徑普遍在7 μm以下。

實驗開始后,啟動儲水罐中的磁力攪拌器使乳液分散相液滴保持懸浮、加熱,并調(diào)節(jié)流量至指定值。調(diào)節(jié)直流電源輸入功率,待溫度讀數(shù)穩(wěn)定后,記錄對應(yīng)功率下的各溫度數(shù)據(jù),并對壓力進(jìn)行讀數(shù)。測量完畢后,升高直流電源輸入功率,重復(fù)以上步驟,同時使用攝像機(jī)觀察流態(tài)的變化。

(a)取樣1

(b)取樣2

(c)取樣1的粒徑分布統(tǒng)計

(d)取樣2的粒徑分布統(tǒng)計

1.4 散熱損失

在流動沸騰實驗中,銅試件(導(dǎo)熱率約為401 W/(m·K))大部分由環(huán)氧樹脂底板包覆,頂部由耐熱玻璃覆蓋(導(dǎo)熱率分別約為0.25和1 W/(m·K))。因此,在實驗過程中,測試部分的大部分熱量傳給了流體。

為了估算熱損失,在沒有任何流體流過實驗段的情況下對實驗段施加一定的電功率。當(dāng)實驗段溫度達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時,記錄環(huán)境與實驗段的溫差及對應(yīng)的功率,并逐步提升輸入功率,重復(fù)記錄過程。建立環(huán)境與實驗段的溫差與輸入功率的線性關(guān)系,并用于計算流動沸騰換熱實驗中的散熱損失,表達(dá)式如下

Qloss=C1(Tw,avg-Tamb)-C2

(1)

式中:C1、C2為常數(shù);Tw,avg為熱電偶讀數(shù)平均溫度;Tamb為室溫。

2 實驗數(shù)據(jù)處理與不確定度分析

微通道中加熱流體的有效熱量由下式確定

Qeff=Qinput-Qloss

(2)

式中:Qinput為輸入的電功率,可通過直流電源的輸入電壓U與回路中的電流I確定

Qinput=UI

(3)

相應(yīng)地,有效熱流密度由下式確定

(4)

式中:A為銅板與流體的換熱面積。

環(huán)氧樹脂的導(dǎo)熱性能遠(yuǎn)弱于純銅,可近似將換熱表面附近的導(dǎo)熱視為一維導(dǎo)熱,換熱表面實際溫度可通過熱電偶示數(shù)的平均值Tw,ave與熱電偶測溫點離換熱表面的距離L并根據(jù)傅里葉定律進(jìn)行估算

(5)

在該實驗段中,L約為0.5 mm。

銅板表面平均換熱系數(shù)為

(6)

式中:Tf為流體溫度,取進(jìn)出口流體的平均值。同時,為了比較質(zhì)量流量及熱流密度變化時通道內(nèi)的壓降特性,定義壓降Δp的表達(dá)式為

Δp=pin-pout

(7)

式中:pin為實驗段進(jìn)口壓力;pout為實驗段出口壓力。換熱強(qiáng)化通常伴隨著壓降的升高,也就是泵的功耗增加。為了比較通道的綜合換熱性能,同時盡可能減小由于加工水平差異帶來的不同微通道內(nèi)的摩擦系數(shù)差異,定義歸一化流動換熱因子

(8)

式中:h0和Δp0分別為對照組的換熱系數(shù)和壓降;h和Δp分別為強(qiáng)化后的通道的換熱系數(shù)與壓降。

實驗中,直接測量物理量y的不確定度由下式確定[23]

yi=ys+δyi

(9)

式中:yi為物理量測量平均值;ys為單次測量值;δyi為不確定度。

采用Moffat提出的誤差傳遞公式計算間接測量不確定度。對于y=f(x1,x2,…,xn),其不確定度為

(10)

表1、表2分別給出了實驗所用測量儀表的測量精度和測量參數(shù)的不確定度。

表1 實驗所用儀表的測量精度

表2 實驗參數(shù)的不確定度

3 實驗結(jié)果與討論

通過改變微通道內(nèi)的質(zhì)量流量和輸入的熱流密度來探究水、FC-72/水乳液在光滑表面上的流動沸騰換熱、壓降特性,并綜合平均換熱系數(shù)與壓降、可視化結(jié)果,對微通道內(nèi)添加FC-72乳液分散相相對于純水的強(qiáng)化換熱效果進(jìn)行分析,為實際工程應(yīng)用提供參考。

3.1 去離子水在光滑表面上的流動沸騰

在相同的實驗條件下,開展了去離子水在微通道內(nèi)的流動換熱實驗,作為乳液在微通道內(nèi)的流動換熱特性的對照組。實驗段的進(jìn)口溫度控制在35 ℃,有效熱流密度為0～1 030 kW/m2。

不同通道高度的微通道內(nèi)、不同工況下,去離子水的換熱系數(shù)隨壁溫的變化見圖4?？梢钥闯?微通道內(nèi)去離子水的流動沸騰換熱曲線可大致分為單相對流區(qū)域、換熱強(qiáng)化區(qū)域與換熱惡化區(qū)域。

圖5(a)～5(c)展示了單相對流區(qū)域微通道內(nèi)的流態(tài)。此時壁面溫度較低,去離子水尚未沸騰,帶走壁面熱量的主要方式為單相對流。在該區(qū)域內(nèi),隨著壁面溫度的增加,單相對流換熱效率略有增加。

圖4 微通道內(nèi)去離子水的流動換熱情況Fig.4 Schematic diagram of bubble heat transfer mechanism in micro-channel

當(dāng)壁面溫度超過去離子水的沸點并具有一定的過熱度后,換熱表面上的水開始沸騰,結(jié)合圖4可以看出,流動換熱效率曲線在某一點處出現(xiàn)一個斜率上的轉(zhuǎn)折,流動換熱進(jìn)入換熱強(qiáng)化區(qū)域。隨著壁面溫度的升高,流態(tài)發(fā)生變化,可依次觀察到泡狀流(見圖5(d))、彈狀流(見圖5(e))和攪拌流(見圖6)等流態(tài)。在該區(qū)域內(nèi),流動沸騰換熱系數(shù)急劇升高,流動沸騰換熱系數(shù)曲線斜率升高。

(a)Tw=68.64 ℃ (b)Tw=83.81 ℃ (c)Tw=96.77 ℃ (d)Tw=104.08 ℃ (e)Tw=115.12 ℃圖5 G=300 kg/(m2·s)時217 μm微通道內(nèi)去離子水在不同壁面溫度下的流態(tài)轉(zhuǎn)變Fig.5 Flow pattern transition for deionized water in 217 μm micro-channel at different wall temperatures, G=300 kg/(m2·s)

(a)t=0 s (b)t=0.1 s (c)t=0.2 s (d)t=0.3 s (e)t=0.4 s圖6 G=300 kg/(m2·s)、壁面溫度為123.35 ℃時217 μm微通道內(nèi)去離子水的流態(tài)Fig.6 Flow patterns for deionized water in 217 μm micro-channel at wall temperature 123.35 ℃, G=300 kg/(m2·s)

泡狀流下的氣泡成核后繼續(xù)吸熱生長,由于微通道的高度遠(yuǎn)小于寬度,氣泡只能向流動方向、通道左右兩側(cè)生長并形成一個餅狀的氣相區(qū)域。在流速、有效熱流密度比較低的情況下,氣泡的迎流面積比較小,受到的壓差作用力小,由于氣液交界面的表面張力與黏滯力的作用,氣泡會滯止在壁面上。在氣泡與壁面接觸的部分存在一層薄液膜,薄液膜內(nèi)的液相急劇蒸發(fā)并帶走大量熱量,且此時氣泡體積較小,蒸發(fā)的液膜可及時得到補充,換熱表面不會出現(xiàn)蒸干,流動沸騰換熱系數(shù)得到提高。

隨著壁面溫度繼續(xù)升高,氣泡成核的臨界半徑縮小,可以在換熱表面上觀察到更多細(xì)小的氣泡。同時,氣泡的生長導(dǎo)致其迎流面積增大,受到的壓差作用力增大并克服表面張力與黏滯力,氣泡開始脫離壁面并隨著主流流動。該過程中,氣泡不斷吸收熱量長大,并與沿途的其他氣泡合并,可觀察到穩(wěn)定的泡狀流。

高度為217 μm的微通道內(nèi),G=300 kg/(m2·s)時,不同熱流密度下的壓力-時間曲線見圖7。由于氣泡的形成和爆炸對流道內(nèi)的工質(zhì)產(chǎn)生擾動,可觀察到,相對于單相對流區(qū)域(見圖7(a),q=21.2 kW/m2),微通道在這一區(qū)域內(nèi)存在較弱的壓力波動(見圖7(a),q=317.4 kW/m2)。隨著合并后的氣泡體積不斷增大,微通道下游開始形成可以占據(jù)大部分流道截面的斷塞,形成彈狀流。在該區(qū)域內(nèi),微通道內(nèi)的整體流動沸騰換熱系數(shù)繼續(xù)升高。由于此時斷塞的體積并不大,可隨主流及時排出流道,因此該區(qū)域并不會觀察到明顯的換熱惡化和壓降提升,但由于氣液兩相交替的擾動,微通道內(nèi)的壓力波動逐漸變強(qiáng)(圖7(b),q=590.8 kW/m2)。隨著壁面溫度進(jìn)一步升高,流態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閿嚢枇鳌?/p>

圖6展示了質(zhì)量流量G=300 kg/(m2·s)、壁面溫度為123.35 ℃時的流態(tài)。此時,下游的大氣泡產(chǎn)生回流,在較短時間內(nèi)氣液交界面迅速擴(kuò)張并向上游推進(jìn),在氣相區(qū)域的壁面上出現(xiàn)較大面積的蒸干(見圖6(d))。隨后,氣液交界面很快回縮到下游,在整個換熱表面上出現(xiàn)大面積的氣液兩相交替變化,導(dǎo)致壓力波動與壓降急劇升高(見圖7(b),q=848.9 kW/m2)。當(dāng)局部蒸干面積到達(dá)臨界點后,換熱系數(shù)不再隨有效熱流密度的升高而升高,流動沸騰換熱曲線到達(dá)臨界熱流密度。

(a)qeff為21.2、317.4 kW/m2

(b)qeff為590.8、848.9 kW/m2

圖8給出了不同流量下不同高度通道內(nèi)去離子水的換熱系數(shù)隨壁溫的變化。在單相流動區(qū)域,單相對流換熱效率隨質(zhì)量流量的增大而增加。進(jìn)入兩相區(qū)域后,不同高度的微通道均表現(xiàn)出流速越慢,流態(tài)轉(zhuǎn)捩越早的現(xiàn)象。

(a)Dh=217 μm

(b)Dh=433 μm

(c)Dh=1 014 μm

圖9為不同高度的通道內(nèi)、不同流量下去離子水的換熱系數(shù)隨壁溫的變化?？梢钥闯?通道高度對于單相對流換熱的影響并不顯著。對于217 μm的通道,隨著流速增加,其換熱曲線相對于其他兩個高度的通道明顯左傾,即高度較小的微通道在更大的冷卻流量下,可以在兩相流動區(qū)域的早期實現(xiàn)比較高的微通道更好的換熱效果。這是由于在該區(qū)域,相比于較高的通道,氣泡受通道高度的限制,在膨脹相同體積的情況下會更多地在周向進(jìn)行擴(kuò)展,占據(jù)更大的換熱面積,這會導(dǎo)致氣泡更早地合并成更大的氣泡,因此造成了流態(tài)轉(zhuǎn)捩的提前。在這一條件下加大冷卻流量可以及時潤濕蒸干的表面,推遲臨界熱流的出現(xiàn)。

圖10給出了不同微通道高度內(nèi)去離子水在不同流量下的壓降隨壁溫的變化?？梢钥闯?流速越快,通道內(nèi)的壓降越高。在較低的壁面溫度下,通道內(nèi)的壓降隨溫度的上升略有降低,這是由于水的黏性隨溫度上升而降低,減小了實驗段的沿程阻力。對于217 μm通道,可觀察到在較高壁面溫度下的壓降突增,這是由于在通道高度比較小的情況下,大氣泡形成后更容易堵塞流道并造成回流,導(dǎo)致通道內(nèi)的壓損明顯增加。對于其他兩種高度的微通道,在實驗的熱流密度范圍內(nèi)未觀察到明顯的壓降突增。

(a)G=150 kg/(m2·s)

(b)G=300 kg/(m2·s)

(c)G=500 kg/(m2·s)

(a)Dh=217 μm

(b)Dh=433 μm

(c)Dh=1 014 μm

3.2 乳液在光滑表面上的流動沸騰

通過實驗方法,研究了高度為217和433 μm的微通道內(nèi)FC-72/水乳液在光滑表面上的流動傳熱和壓降特性,并與對應(yīng)工況下的去離子水在光滑表面上的流動傳熱和壓降特性進(jìn)行對比。

圖11對比了相同工況下FC-72/水乳液和水的沸騰曲線?？梢钥闯?在單相對流區(qū)域與較高壁面溫度的工況下,去離子水與FC-72/水乳液的換熱系數(shù)與壁溫曲線規(guī)律大致相同;而在壁面溫度高于FC-72沸點的一定范圍內(nèi),FC-72/水乳液對微通道內(nèi)的流動沸騰換熱效果有明顯的提升。圖12以通道高度為433 μm、質(zhì)量流量G=150 kg/(m2·s)的工況為例,將乳液的流動沸騰曲線大致分為3個區(qū)域。區(qū)域Ⅰ為單相對流區(qū)域,FC-72/水乳液在這一

(a)Dh=217 μm,G=150 kg/(m2·s)

(b)Dh=217 μm,G=300 kg/(m2·s)

(c)Dh=217 μm,G=500 kg/(m2·s)

(d)Dh=433 μm,G=150 kg/(m2·s)

(e)Dh=433 μm,G=300 kg/(m2·s)

(f)Dh=433 μm,G=500 kg/(m2·s)

區(qū)域的單相對流換熱效率略低于相同工況下的去離子水,這是因為單相對流區(qū)域的流體黏性底層內(nèi)換熱主要是通過導(dǎo)熱進(jìn)行的。表3給出了FC-72和水的部分物性參數(shù),從中可以看出,FC-72的導(dǎo)熱系數(shù)低于去離子水,因此加入FC-72分散相會使流體整體的導(dǎo)熱系數(shù)降低,進(jìn)而使單相對流換熱效率降低。

圖12 Dh=433 μm、G=150 kg/(m2·s)時FC-72/水乳液與去離子水的換熱系數(shù)隨壁溫的變化Fig.12 Comparison of HTC-wall temperature curves between FC-72/water emulsion and deionized water at G=150 kg/(m2·s) in micro-channel with hydraulic diameter 433 μm

當(dāng)流體熱邊界層內(nèi)的溫度達(dá)到FC-72分散相的沸點時,微通道內(nèi)的流動換熱進(jìn)入?yún)^(qū)域Ⅱ。在該區(qū)域內(nèi),FC-72分散相液滴開始沸騰,并形成滯止在換熱表面上的氣泡(見圖13(a))。隨著壁面溫度的進(jìn)一步升高,分散相氣泡逐漸長大、合并(見圖13(b)、(c)),在該區(qū)域內(nèi)可觀察到流動沸騰換熱系數(shù)相對于去離子水明顯提高。隨著壁面溫度的進(jìn)一步升高,連續(xù)相去離子水也開始沸騰(見圖13(d)),流動沸騰換熱進(jìn)入?yún)^(qū)域Ⅲ。在剛進(jìn)入該區(qū)域時,相對于FC-72分散相56 ℃的沸點,上百攝氏度的壁面溫度使得流動熱邊界層的溫度相對于FC-72分散相液滴有相當(dāng)高的過熱度,其氣相不斷合并成大氣泡并爆炸,對通道內(nèi)的流體產(chǎn)生擾動,使得氣泡不斷脫離表面。對比圖5(d)與圖13(d),壁溫在104 ℃附近,當(dāng)微通道內(nèi)的工質(zhì)為去離子水時,較大的水蒸氣氣泡滯止在換熱表面上,需要壁面溫度進(jìn)一步升高才會脫離表面。當(dāng)微通道內(nèi)的工質(zhì)為FC-72/水乳液時,通道下游可以觀察到穩(wěn)定的泡狀流,液相攜帶大量細(xì)小氣泡向下游流動。在這一區(qū)域內(nèi),FC-72/水乳液的沸騰流動換熱效率明顯高于去離子水的換熱效率。在更高的壁面溫度下,去離子水開始劇烈沸騰,FC-72乳液分散相的沸騰擾動影響逐漸被弱化。

表3 去離子水與FC-72的部分物性參數(shù)

(a)Tw=67.92 ℃ (b)Tw=83.46 ℃ (c)Tw=96.98 ℃

(d)Tw=104.22 ℃ (e)Tw=114.26 ℃ (f)Tw=124.02 ℃

G=300 kg/(m2·s)

從圖11中可以得出,當(dāng)通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,相對于去離子水,微通道內(nèi)工質(zhì)為乳液時在對應(yīng)壁面溫度的工況點分別實現(xiàn)了最高31.9%(Tw=88.86 ℃)、63.8% (Tw=95.06 ℃)和54.6%(Tw=95.08 ℃)的換熱系數(shù)強(qiáng)化;通道高度為433 μm時的對應(yīng)工況下則分別實現(xiàn)了最高93.3% (Tw=97.25 ℃)、103.5%(Tw=97.79 ℃)和57.2% (Tw=102.07 ℃)的換熱系數(shù)強(qiáng)化。在通道高度相同時,隨著工質(zhì)質(zhì)量流量的增加,添加FC-72分散相的換熱系數(shù)強(qiáng)化效果先增強(qiáng)后減弱,且高度為433 μm的微通道相對于217 μm的微通道換熱系數(shù)強(qiáng)化效果更加明顯,且流速越快,換熱系數(shù)強(qiáng)化效果的極值向更高的壁面溫度移動。結(jié)合Roesle與Gasanov的研究結(jié)果分析,分散相液滴直徑較大的乳液更容易沸騰,并更早到達(dá)臨界熱流。微通道中的流速越快,乳液中的FC-72分散相液滴慣性力相對于表面張力占主導(dǎo)而更容易破碎。因此,在較高流速下,微通道內(nèi)的分散相液滴整體直徑會小于較高流速下的情況,相應(yīng)地,其實現(xiàn)的換熱系數(shù)強(qiáng)化效果也會減弱,流態(tài)轉(zhuǎn)捩推遲,分散相液滴較晚沸騰。

圖14展示了217 μm通道內(nèi)所有工況下的壓降特性。從中可以看出,在添加了FC-72分散相后,流道內(nèi)壓降有一定的上升,且隨著流量增加,壓降上升更加明顯。這是由于乳液內(nèi)連續(xù)相與非連續(xù)相不互溶,在流動過程中對流場產(chǎn)生擾動,造成流動湍流度增加,壓降增大。

圖14 微通道內(nèi)去離子水與FC-72/水乳液壓降對比Fig.14 Comparison of pressure drop between deionized water and FC-72/water emulsion for all cases in micro-channel

為綜合評價FC-72/水乳液在不同工況下的經(jīng)濟(jì)效益,圖15展示了高度為217和433 μm的微通道的歸一化流動換熱因子η隨溫度的分布?？梢钥闯?對于兩種高度的微通道,η均呈現(xiàn)出隨著壁溫的升高先增大、后減小的趨勢。當(dāng)通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,η最大值ηmax分別為1.29(Tw=88.86 ℃)、1.41(Tw=97.32 ℃)、1.37(Tw=95.08 ℃);在Tw為97.2 ℃、105.3 ℃和111.06 ℃時,η下降到1以下,添加FC-72分散相在性能上不再有改善;當(dāng)通道高度為433 μm時,ηmax分別為1.91(Tw=97.25 ℃)、1.04(Tw=103.64 ℃)和1.63(Tw=99.39 ℃),G為150和300 kg/(m2·s)時,在壁溫高于102.2 ℃和106.4 ℃后,η下降到1以下;G=500 kg/(m2·s)時,在實驗范圍內(nèi)未觀察到η小于1的工況。綜合來看,對于不同高度的微通道,隨著流速的增大,ηmax所對應(yīng)的壁溫先升高后降低。在小流量工況下,通道內(nèi)使用FC-72/水乳液作為工質(zhì),可以在較低壁面溫度下實現(xiàn)良好的綜合換熱性能強(qiáng)化,要推遲ηmax的出現(xiàn),可以使用中等流量(G=300 kg/(m2·s))。

(a)Dh=217 μm通道

(b)Dh=433 μm通道

4 結(jié) 論

本文通過實驗方法,研究了去離子水與FC-72/水乳液在水力直徑為217、433、1 014 μm微通道內(nèi)的流動沸騰換熱與壓降特性,質(zhì)量流量選取150、300和500 kg/(m2·s),熱流密度范圍0～1 200 kW/m2,對不同熱流密度下的流態(tài)進(jìn)行了觀察分析,主要結(jié)論如下。

(1)在單相對流區(qū)域與壁面溫度較高的工況下,微通道內(nèi)的去離子水與FC-72/水乳液的換熱系數(shù)與壁溫變化規(guī)律大致相同,流量越大整體換熱系數(shù)越高,流量越小,流態(tài)轉(zhuǎn)捩越早。FC-72/水乳液在單相對流區(qū)域的換熱系數(shù)相對于去離子水略有降低。

(2)當(dāng)壁面溫度在高于FC-72分散相沸點的一定范圍內(nèi),由于分散相液滴建立沸騰并擾動流體,FC-72/水乳液對微通道內(nèi)的流動沸騰換熱效果有明顯提升。當(dāng)通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,相對于去離子水,微通道內(nèi)工質(zhì)為FC-72/水乳液時分別實現(xiàn)了最高31.9%、63.8%和54.6%的換熱系數(shù)強(qiáng)化;通道高度為433 μm時的對應(yīng)工況下,則分別實現(xiàn)了最高93.3%、103.5%和57.2%的換熱系數(shù)強(qiáng)化。

(3)在微通道內(nèi)添加FC-72乳液分散相后可實現(xiàn)明顯的換熱系數(shù)強(qiáng)化,但相應(yīng)地流道中的壓損也會升高。對于高度為217和433 μm的微通道,歸一化流動換熱因子η隨壁溫均呈現(xiàn)出整體上先增大后減小的趨勢。當(dāng)通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,η最大值ηmax分別為1.29、1.41和1.37;通道高度為433 μm時,ηmax分別為1.91、1.04和1.63。對于不同高度的微通道,隨著流速的增大,ηmax所對應(yīng)的壁溫先升高后降低。