相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道散熱器流動(dòng)沸騰強(qiáng)化傳熱特性

羅小平，張嘉宇，楊書斌

（華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院,廣州 510640）

0 引言

近年來，隨著航空航天、微電子機(jī)械系統(tǒng)、農(nóng)業(yè)工程機(jī)械等領(lǐng)域的不斷發(fā)展，對(duì)在高熱流密度工況下工作的發(fā)熱器件的散熱能力提出了更高要求。在農(nóng)業(yè)工程中，細(xì)通道換熱器因其結(jié)構(gòu)緊湊、換熱能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于植物工廠LED 光源散熱[1]、太陽(yáng)能光伏冷卻[2]、糧食干燥系統(tǒng)[3]等領(lǐng)域。自TUCKERMAN 等[4]于1981 年開創(chuàng)性地提出微通道結(jié)構(gòu)的概念以來，由于微尺度下的傳熱性能要遠(yuǎn)遠(yuǎn)優(yōu)于常規(guī)尺度，吸引了大量研究人員從事微通道換熱器的研究。這些研究大致分為單相和兩相微通道換熱器的研究，與單相微通道換熱器相比，兩相微通道換熱器可以利用液體的相變潛熱獲得更高的換熱性能，近年來逐漸成為微通道換熱器的研究重點(diǎn)。

隨著研究不斷深入，為進(jìn)一步提高細(xì)通道的換熱性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了許多強(qiáng)化傳熱手段[5]，例如在微通道內(nèi)引入表面微結(jié)構(gòu)[6-7]、使用納米流體[8-9]、引入外加場(chǎng)源[10-11]等。然而，這些強(qiáng)化手段或多或少存在一些不足，例如表面微結(jié)構(gòu)的擾流作用會(huì)帶來更大的壓降損失，納米顆粒的沉積會(huì)堵塞氣化核心并降低傳熱效率，外加場(chǎng)源裝置在細(xì)尺寸通道條件下的引入還存在問題，且實(shí)際應(yīng)用面臨挑戰(zhàn)。對(duì)此，有學(xué)者對(duì)細(xì)通道內(nèi)氣液分離進(jìn)行了研究，利用試驗(yàn)工質(zhì)在相分離結(jié)構(gòu)表面的毛細(xì)作用將氣液兩相分離，可以有效提高細(xì)通道的換熱性能，改善細(xì)通道的溫度均勻性，同時(shí)抑制流動(dòng)不穩(wěn)定性。MOHIUDDIN 等[12]在細(xì)通道頂部設(shè)置了蒸汽排放通道，蒸汽通過聚四氟乙烯（polytetrafluoroethylene,PTFE）薄膜從頂部排氣通道排出，研究氣相分離對(duì)不同高寬比細(xì)通道傳熱和壓降特性的影響，發(fā)現(xiàn)與無(wú)蒸汽排放通道相比，不同高寬比細(xì)通道的壓降均有顯著降低，但傳熱系數(shù)增加不明顯，甚至當(dāng)通道高寬比較小時(shí)傳熱效果惡化。DAVID 等[13-14]研究了通道頂部帶有蒸汽排放膜的兩相微通道換熱器的性能，蒸汽經(jīng)PTFE 薄膜從蒸汽排放通道排出，發(fā)現(xiàn)氣相分離使通道壓降最大降低了60%，但由于氣相與薄膜接觸面積過大，大量氣相持續(xù)從通道內(nèi)排出，導(dǎo)致傳熱系數(shù)幾乎沒有增長(zhǎng)，在質(zhì)量流量較低時(shí)甚至低于非蒸汽排放通道。GOODSON 等[15]使用VOF 方法和毛細(xì)管力模型，對(duì)頂部具有疏水多孔膜的矩形微通道中的瞬態(tài)蒸發(fā)過程進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，結(jié)果表明，蒸汽排放機(jī)制可以有效緩解氣相積聚的問題，降低微通道的壓降，改善壁面溫度均勻性。上述研究主要為單流向通道，壁溫會(huì)沿流動(dòng)方向逐漸升高，通道內(nèi)氣泡的快速膨脹會(huì)阻礙下游區(qū)域的液體供給，使通道下游區(qū)域出現(xiàn)干涸，降低細(xì)通道的傳熱性能和均溫性。對(duì)此，有學(xué)者提出采用逆流流動(dòng)方式以降低通道下游壁面處的過熱[16-18]，通過相鄰?fù)ǖ篱g的溫度補(bǔ)償，可以緩解通道下游出現(xiàn)干涸的問題，但在高熱流密度工況下氣體膨脹速率過快，逆流細(xì)通道改善效果有限。

綜上分析，目前氣相分離的研究主要集中在將氣相從細(xì)通道內(nèi)分離排出以降低微通道的壓降，克服流動(dòng)不穩(wěn)定性等問題，對(duì)相分離結(jié)構(gòu)提高細(xì)通道傳熱性能和均溫性的研究較少，而且大多研究需要在細(xì)通道內(nèi)設(shè)置單獨(dú)的氣相分離通道，這會(huì)增加細(xì)通道的設(shè)計(jì)難度與制造成本，并且無(wú)法利用分離氣相所攜帶的能量，對(duì)細(xì)通道的強(qiáng)化傳熱效果不明顯。因此，本文將相分離結(jié)構(gòu)與流道設(shè)計(jì)相結(jié)合，提出了一種適用于雙向逆流細(xì)通道的新型相分離結(jié)構(gòu)，研究相分離結(jié)構(gòu)對(duì)細(xì)通道傳熱特性和均溫性的影響。

1 試驗(yàn)裝置與方法

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)與試驗(yàn)段

如圖1 所示，試驗(yàn)系統(tǒng)主要由注液與循環(huán)裝置、加熱冷卻裝置、試驗(yàn)段、高低壓切換裝置、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、高速攝像采集裝置組成，包括2 個(gè)回路：工質(zhì)循環(huán)主回路和冷卻副回路。儲(chǔ)液罐中工質(zhì)被耐高溫磁力泵推入恒溫水浴，加熱至預(yù)定溫度后以液相狀態(tài)進(jìn)入試驗(yàn)段，在試驗(yàn)段中繼續(xù)受熱后以氣液兩相狀態(tài)流出，隨后進(jìn)入冷凝器冷卻為液相狀態(tài)后流回儲(chǔ)液罐，完成整個(gè)系統(tǒng)的循環(huán)。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic diagram of the test system

根據(jù)泵的特性曲線和管路特性曲線，調(diào)節(jié)泵1 和泵2 的轉(zhuǎn)速改變泵的特性曲線，在壓力較高的通道后增加毛細(xì)管，改變管路特性曲線，最終實(shí)現(xiàn)平行逆流兩通道間流量相同而進(jìn)口壓力不同的試驗(yàn)工況，進(jìn)而滿足氣液相分離所需的壓力差條件。試驗(yàn)中通過高低壓切換裝置實(shí)現(xiàn)逆流2 個(gè)通道間高低壓力的轉(zhuǎn)換，高低壓切換裝置采用時(shí)間繼電器進(jìn)行控制，同時(shí)在試驗(yàn)段進(jìn)出口布置單向閥防止管路高低壓切換時(shí)發(fā)生回流現(xiàn)象。數(shù)據(jù)采集包括細(xì)通道沿程溫度、進(jìn)出口溫度和進(jìn)出口壓力的采集傳輸，采用高速攝像機(jī)對(duì)細(xì)通道中流動(dòng)工質(zhì)進(jìn)行記錄，在拍攝時(shí)用無(wú)影光源照射通道。試驗(yàn)系統(tǒng)中試驗(yàn)段如圖2 所示，從上到下依次為聚四氟乙烯電極絲固定塊、鋁合金蓋板、氟橡膠小密封圈、可視化玻璃、電極絲、氟橡膠大密封圈、鋁合金導(dǎo)流板、鋁合金細(xì)通道板、鋁合金基座、加熱棒，其中電極絲固定塊和電極絲是為后續(xù)開展電場(chǎng)試驗(yàn)而設(shè)計(jì)。鋁合金細(xì)通道板規(guī)格為220 mm×66 mm×10 mm，包含12 個(gè)平行的矩形通道，圖3 為單個(gè)細(xì)通道的截面圖。為了在細(xì)通道板上實(shí)現(xiàn)逆流的流動(dòng)方向，在基座上設(shè)計(jì)4 個(gè)穩(wěn)流腔，2 個(gè)進(jìn)口穩(wěn)流腔，2 個(gè)出口穩(wěn)流腔，同時(shí)在基座一側(cè)設(shè)有4 個(gè)進(jìn)出口測(cè)溫孔和6 對(duì)通道內(nèi)沿程測(cè)溫孔，另一側(cè)設(shè)有4 個(gè)進(jìn)出口測(cè)壓孔和6 個(gè)通道內(nèi)沿程測(cè)壓孔，測(cè)溫采用PT100 型熱電阻，測(cè)壓采用HY-131 型壓力傳感器（測(cè)表壓，當(dāng)?shù)卮髿鈮簽?01.45 kPa）。試驗(yàn)段豎直放置，將工質(zhì)向上流動(dòng)的通道定義為正向流通道，工質(zhì)向下流動(dòng)的通道定義為逆向流通道。

圖2 試驗(yàn)段結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure diagram of the test section

圖3 單個(gè)細(xì)通道截面圖Fig.3 Sectional view of single minichannel

1.2 相分離結(jié)構(gòu)布置方案

為實(shí)現(xiàn)氣液相分離作用，本試驗(yàn)加工制作了一種將多孔疏水薄膜固定在細(xì)通道板肋部的相分離薄膜固定腔。在細(xì)通道板肋部進(jìn)出口段分別設(shè)置4 個(gè)不同長(zhǎng)度的相分離薄膜固定腔，分別為PSC1、PSC2、PSC3、PSC4，如圖4所示。在相分離薄膜固定腔內(nèi)開有導(dǎo)氣道，PSC1、PSC2、PSC3、PSC4 布置的導(dǎo)氣道數(shù)量分別為4、4、3、3 個(gè)。

圖4 相分離薄膜固定腔Fig.4 Phase separation membrane fixed cavity

相分離結(jié)構(gòu)膜固定片如圖5a 所示，膜固定片上有直徑為0.6 mm 的排氣圓孔，可以通過改變固定片上的排氣孔數(shù)量來改變氣相與多孔疏水薄膜的接觸面積，膜固定片兩端加工有固定孔，固定孔與鋼珠配合將相分離結(jié)構(gòu)固定在相分離薄膜固定腔中。

圖5 相分離結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic diagram of phase separation structure

本試驗(yàn)共加工制作了兩種相分離結(jié)構(gòu)通道，分別為少排氣孔的1 型相分離結(jié)構(gòu)通道（SPS1 通道）和多排氣孔的2 型相分離結(jié)構(gòu)通道（SPS2 通道），并與無(wú)相分離結(jié)構(gòu)的通道（SPS3 通道）進(jìn)行對(duì)照試驗(yàn)。PSC1、PSC2、PSC3、PSC4 內(nèi)膜固定片上排氣孔數(shù)分別為N1、N2、N3、N4，整個(gè)細(xì)通道板上總排氣孔數(shù)為Ntot，不同相分離結(jié)構(gòu)通道的具體參數(shù)如表1 所示，組裝好的相分離結(jié)構(gòu)如圖5b 所示。

表1 相分離結(jié)構(gòu)排氣孔參數(shù)Table 1 Parameters of phase separation structure vent

1.3 試驗(yàn)方法

1.3.1 相分離膜與試驗(yàn)工質(zhì)

相分離膜作為相分離結(jié)構(gòu)的重要組成部分，為保證氣液相分離作用有效進(jìn)行，選擇相分離膜時(shí)應(yīng)考慮以下要求：1）膜不可以被試驗(yàn)工質(zhì)潤(rùn)濕；2）氣相可以通過膜孔傳質(zhì)，液相則不能。膜潤(rùn)濕性主要與液相工質(zhì)與膜的接觸角、液相工質(zhì)表面張力、膜孔尺寸大小和形狀等影響因素有關(guān)。根據(jù)上述要求，本試驗(yàn)采用杭州特種紙業(yè)有限公司制造的PTFE 薄膜，其孔徑為0.45 μm，厚度為0.1 mm，具有較高的固有滲透性和疏水性，在金相顯微鏡（型號(hào)CX40MR-9 126）下形貌圖如圖6 所示。

圖6 PTFE 薄膜SEM 形貌圖Fig.6 SEM image of an PTFE membrane

本試驗(yàn)為相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道流動(dòng)沸騰試驗(yàn)，以及考慮到后續(xù)需開展電場(chǎng)試驗(yàn)，試驗(yàn)工質(zhì)應(yīng)符合以下要求：表面張力高、導(dǎo)電性弱、沸點(diǎn)低、無(wú)毒、不易燃易爆。對(duì)比多種試驗(yàn)方案，最終選取質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%的甘油水溶液作為本試驗(yàn)工質(zhì)，飽和溫度Tsat為102.4℃，氣相密度ρg為0.60 kg/m3，液相密度ρl為1 027 kg/m3，液體黏度μl為0.53 MPa·s，液體導(dǎo)熱系數(shù)λl為0.558 W/(m·K)，液體比熱容Cp,l為3 640 J/(kg·K)，汽化潛熱hfg為2 304 J/kg，表面張力γ為59.92 mN/m[19]。

Thomas Young 在1805 年提出了各界面表面張力和接觸角的定量關(guān)系[20]，即在非真空條件下，兩相相互接觸時(shí)產(chǎn)生的接觸角受到氣液界面、氣固界面和液固界面表面張力的共同作用，如圖7 所示。當(dāng)接觸角θ大于90°時(shí)，液相將不潤(rùn)濕固相。

圖7 接觸角(θ)與界面張力關(guān)系Fig.7 Relationship between contact angle (θ) and interfacial tension

試驗(yàn)工質(zhì)在PTFE 薄膜上的接觸角實(shí)測(cè)圖如圖8 所示，接觸角測(cè)量?jī)x型號(hào)為JY-82A，接觸角大小約為113°，大于90°，表明30%甘油水溶液不潤(rùn)濕PTFE 薄膜，液相不能通過薄膜，氣相可以通過薄膜，滿足相分離試驗(yàn)要求。

1.3.2 熱平衡分析

試驗(yàn)過程中難免會(huì)有熱量損失，參考文獻(xiàn)[21-24]采用干燒法對(duì)試驗(yàn)段熱損失進(jìn)行測(cè)試：在細(xì)通道內(nèi)沒有工質(zhì)流動(dòng)進(jìn)行加熱，當(dāng)換熱壁面溫度穩(wěn)定后，記錄數(shù)據(jù)，之后再逐漸增加加熱功率，待系統(tǒng)穩(wěn)定后采集數(shù)據(jù)，由此采集到多組加熱功率和通道壁面與環(huán)境溫度之差的數(shù)據(jù)，根據(jù)熱平衡，換熱壁面溫度穩(wěn)定時(shí)加熱功率與損失的功率相等，結(jié)果整理如圖9 所示。

圖9 熱損失曲線Fig.9 Heat loss curve

在本試驗(yàn)中，細(xì)通道壁面平均溫度Tw與環(huán)境溫度Te之差范圍為61.1～99.9℃，熱損失Qloss范圍為56.1～112.5 W，在加熱功率中占比為4.9%～14.0%，其中兩相沸騰溫差范圍為76.4～99.9℃，熱損失占比為4.9%～9.5%。

1.3.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

1）質(zhì)量流率

試驗(yàn)段中同一流向的質(zhì)量流量M為

式中ρ為30%甘油水溶液的密度，kg/m3；V為30%甘油水溶液的體積流量，m3/s。

單根細(xì)通道中的質(zhì)量流量G為

式中N=6 為細(xì)通道板上同一流動(dòng)方向的通道數(shù)量；Wch為細(xì)通道寬度，m；d為電極絲直徑，m；Hch為細(xì)通道高度，m。

2）有效熱流密度

本試驗(yàn)采用加熱棒對(duì)鋁制基座進(jìn)行加熱，為保證試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，計(jì)算有效熱流密度時(shí)需將熱損失考慮進(jìn)來，有效熱流密度qeff為

式中Q為加熱棒功率，W；S為細(xì)通道加熱面積，m2。

3）工質(zhì)局部溫度

單相段與過冷沸騰段長(zhǎng)度Lsp及飽和沸騰段長(zhǎng)度Ltp的計(jì)算公式如下：

式中L為細(xì)通道的長(zhǎng)度，m；Tsat為飽和沸騰點(diǎn)壓力對(duì)應(yīng)的溫度，K，本試驗(yàn)采用LEE 等[25]提供的方法確定Tsat；Tin為通道入口處的工質(zhì)溫度，K；Mg為單相段和過冷沸騰段內(nèi)氣相通過多孔膜的質(zhì)量流量，kg/s；hfg為工質(zhì)汽化潛熱，J/kg；Ww為相鄰?fù)ǖ篱g距，m。

式中q為通過多孔膜的穩(wěn)態(tài)氣體體積通量，m3/（m2·s）；A為單相段和過冷沸騰段的氣相轉(zhuǎn)移面積，m2；ρg為工質(zhì)氣相密度，kg/m3。

q可根據(jù)達(dá)西定律[26]計(jì)算：

式中κ為薄膜滲透率，m2；μ為氣相運(yùn)動(dòng)黏度，MPa·s；δ為薄膜厚度，m；Δp為有氣相分離作用處多孔薄膜兩側(cè)壓力差，Pa，前半周期時(shí)，主要指正向流下游段相分離膜壓力與逆向流上游段相分離膜壓力差，計(jì)算方法是正向流通道內(nèi)壓力通過沿程壓力測(cè)量值進(jìn)行插值計(jì)算，逆向流通道內(nèi)壓力通過進(jìn)出口壓力測(cè)量值進(jìn)行插值計(jì)算，然后計(jì)算得到薄膜兩側(cè)壓力差，后半周期類似計(jì)算但相分離位置發(fā)生變化，計(jì)算得到氣相分離作用時(shí)多孔薄膜兩側(cè)壓差范圍為2.3～8.3 kPa。

采用線性插值的方法對(duì)甘油水溶液在細(xì)通道內(nèi)的局部溫度Tf(Z)進(jìn)行計(jì)算，工質(zhì)在通道內(nèi)局部溫度可以由式（9）和（10）進(jìn)行計(jì)算。

式中Z為局部測(cè)溫點(diǎn)與細(xì)通道入口的軸向距離，m；Tf(Z)為局部工質(zhì)溫度，K；Mg(Z)為局部測(cè)溫點(diǎn)到細(xì)通道入口段區(qū)域內(nèi)氣相通過膜的質(zhì)量流量，kg/s；cp,l為工質(zhì)液相比熱容，J/(kg·K)。

4）傳熱系數(shù)

細(xì)通道內(nèi)甘油水溶液吸收的熱量主要來自通道底部和相鄰?fù)ǖ?，?jì)算傳熱系數(shù)時(shí)考慮肋部的影響，參考文獻(xiàn)[27]的計(jì)算方式，可以得到第n個(gè)測(cè)溫點(diǎn)的局部傳熱系數(shù)為

式中hn為第n個(gè)測(cè)溫點(diǎn)處通道底面局部傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；Tw,n為第n個(gè)測(cè)溫點(diǎn)處通道底面溫度，K；η為肋片效率，%。

式中Tup,n為基座第n對(duì)上測(cè)溫點(diǎn)的溫度，K；HAl為上測(cè)溫點(diǎn)到通道底面的距離，m；kAl為鋁合金6 061 的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m2·K)；R為間接參數(shù)。

肋片效率η的計(jì)算公式為

上式中細(xì)通道的肋片參數(shù)m為

式中λ為肋片導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m2·K)；h對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)。

5）傳熱強(qiáng)化因子

為了直觀體現(xiàn)相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道強(qiáng)化傳熱效果，引入傳熱強(qiáng)化因子Fht，計(jì)算公式如下：

式中h表示相分離結(jié)構(gòu)作用下的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；h0為無(wú)相分離結(jié)構(gòu)作用下的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)，W/(m2·K)。

6）受限氣泡長(zhǎng)度變化比率

為了更直接的研究相分離結(jié)構(gòu)對(duì)通道氣相分布的影響，特別是對(duì)受限氣泡長(zhǎng)度變化的影響，定義ψ為單位時(shí)間內(nèi)細(xì)通道同一區(qū)域受限氣泡長(zhǎng)度變化比率。

式中l(wèi)t0為受限氣泡初始時(shí)間的長(zhǎng)度，m；lt0+Δt為受限氣泡經(jīng)歷時(shí)間Δt后的長(zhǎng)度，m。

7）誤差分析

本試驗(yàn)采用的是LZB-WS-10 型轉(zhuǎn)子流量計(jì)，流量計(jì)出廠時(shí)采用的是20℃的水進(jìn)行標(biāo)定，而本試驗(yàn)工質(zhì)為30%甘油水溶液，因此在試驗(yàn)之前要對(duì)流量計(jì)重新標(biāo)定。假定出廠標(biāo)定時(shí)所用液體與本試驗(yàn)工質(zhì)流量系數(shù)相等，并忽略黏度變化的影響，則30%甘油水溶液的流量為

式中qv1為水的體積流量，m3/s；qv2為30%甘油水溶液體積流量，m3/s；ρ1為水的密度，kg/m3；ρ2為30%甘油水溶液的密度，kg/m3；ρf為轉(zhuǎn)子材料不銹鋼的密度，7 900 kg/m3。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差主要有儀器測(cè)量誤差和數(shù)據(jù)處理誤差，儀器測(cè)量誤差為儀器測(cè)量時(shí)產(chǎn)生的直接測(cè)量誤差，數(shù)據(jù)處理誤差為計(jì)算間接物理量時(shí)產(chǎn)生的誤差，本試驗(yàn)儀器測(cè)量誤差如表2 所示。

表2 儀器測(cè)量參數(shù)Table 2 Instrument measurement parameters

數(shù)據(jù)處理誤差可根據(jù)傳遞原理計(jì)算得到[28]，假設(shè)間接參數(shù)R與直接測(cè)量值X存在函數(shù)關(guān)系，即R=f（X1，X2，…，Xn），則參數(shù)R的相對(duì)不確定度可由下式計(jì)算：

式中δR為參數(shù)R的總不確定度。

根據(jù)誤差傳遞原理計(jì)算本試驗(yàn)工況下各間接物理量的最大相對(duì)不確定度，結(jié)果如表3 所示。

表3 間接物理量最大相對(duì)不確定度Table 3 Maximum relative uncertainty of indirect physical parameters

2 結(jié)果與分析

2.1 高低壓切換周期

為實(shí)現(xiàn)氣相分離效果，本試驗(yàn)在正向流通道和逆向流通道間施加進(jìn)口壓力差，前半周期時(shí)正向流通道進(jìn)口壓力為18 kPa，逆向流通道進(jìn)口壓力為8 kPa。對(duì)正向流通道和逆向流通道之間的高低壓進(jìn)行切換，從而實(shí)現(xiàn)相分離區(qū)域的變化，使每個(gè)通道前后部分在一個(gè)周期內(nèi)均有氣相分離作用。將正向流通道經(jīng)歷前半周期高壓、后半周期低壓的時(shí)間定義為高低壓切換周期Tcycle（s），對(duì)多組高低壓切換周期（60、80、100、120、140、160、180 s）進(jìn)行試驗(yàn)，分析高低壓切換周期對(duì)細(xì)通道飽和沸騰傳熱系數(shù)和總壓降的影響?？紤]到逆流細(xì)通道熱沉在進(jìn)出口有溫度補(bǔ)償，為了更準(zhǔn)確的反映細(xì)通道飽和沸騰傳熱性能，取位于飽和沸騰起始點(diǎn)下游區(qū)域最近的測(cè)點(diǎn)溫度計(jì)算局部飽和沸騰傳熱系數(shù)。在試驗(yàn)工質(zhì)入口溫度為70℃，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)，熱流密度為103.54和151.43 kW/m2的工況下，不同高低壓切換周期對(duì)應(yīng)的細(xì)通道局部飽和沸騰傳熱系數(shù)與總壓降的變化情況如圖10a、10b 所示。

圖10 不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道性能對(duì)比Fig.10 Comparison diagram of minichannel performance under different phase separation structures

從圖10a、10b 中可以看出，相較于無(wú)排氣孔的SPS3通道，同一高低壓切換周期下SPS1、SPS2 通道的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)更高，總壓降也有所降低，這表明相分離結(jié)構(gòu)有助于提高細(xì)通道的換熱性能，減小壓降。同一熱流密度下，高低壓切換周期為120 s 時(shí)局部飽和沸騰傳熱系數(shù)最高，總壓降最低，一方面是因?yàn)楫?dāng)高低壓切換周期為60、80 和100 s 時(shí)，切換周期較短，正向流通道和逆向流通道間高低壓切換頻率較高，相分離結(jié)構(gòu)在通道前后部分穩(wěn)定作用的時(shí)間較短，相分離作用不明顯，一個(gè)周期內(nèi)氣相轉(zhuǎn)移量少，受限氣泡長(zhǎng)徑比減小程度不大，同時(shí)壓力波動(dòng)較大，致使細(xì)通道局部飽和沸騰傳熱系數(shù)較低，總壓降較大；另一方面，當(dāng)高低壓切換周期為140、160 和180 s 時(shí)，切換周期較長(zhǎng)，一條通道長(zhǎng)時(shí)間氣相分離至另一條通道，相分離結(jié)構(gòu)強(qiáng)化傳熱效果不均勻，細(xì)通道均溫性變差，通道內(nèi)流體流動(dòng)不穩(wěn)定，導(dǎo)致細(xì)通道局部飽和沸騰傳熱系數(shù)較低，總壓降也較大[29]。例如在熱流密度為151.43 kW/m2，高低壓切換周期為80、120、160 s 時(shí)，SPS2 通道對(duì)應(yīng)的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)分別為6.63、6.86 和6.57 kW/m2，總壓降分別為4.30、4.02和4.12 kPa。綜上分析，高低壓切換周期為120 s 時(shí)細(xì)通道飽和沸騰傳熱系數(shù)最高，總壓降最低，細(xì)通道的綜合傳熱性能最佳，為更好地研究其他工況下相分離結(jié)構(gòu)對(duì)細(xì)通道飽和沸騰傳熱特性的影響，本文后續(xù)討論的試驗(yàn)結(jié)果均采用120 s 的高低壓切換周期作為研究基礎(chǔ)。

2.2 強(qiáng)化傳熱特性

試驗(yàn)時(shí)工質(zhì)在通道內(nèi)不斷吸熱，在出口處工質(zhì)溫度最高，正向流通道第六測(cè)溫點(diǎn)在通道出口附近，該測(cè)點(diǎn)的工質(zhì)最先發(fā)生沸騰，因此本文選擇第六測(cè)溫點(diǎn)來研究沸騰曲線。在試驗(yàn)工質(zhì)入口溫度為70℃，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)的工況下，不同相分離結(jié)構(gòu)第六組測(cè)溫點(diǎn)的沸騰傳熱曲線如圖10c、10d 所示。

從圖10c、10d 可以看出，在本試驗(yàn)工況下沸騰傳熱曲線均出現(xiàn)了拐點(diǎn)，即流體從單相流進(jìn)入兩相流的拐點(diǎn)，稱為核態(tài)沸騰起始點(diǎn)（onset of nucleate boiling,ONB）。傳熱曲線在ONB 點(diǎn)前差異不大，這是因?yàn)镺NB 點(diǎn)前流體為單相狀態(tài)，相分離結(jié)構(gòu)未產(chǎn)生作用。在ONB 點(diǎn)之后，不同相分離結(jié)構(gòu)作用下的沸騰傳熱曲線有所不同，同一熱流密度下，SPS1、SPS2 通道比SPS3 通道的壁面過熱度更小，這說明相分離結(jié)構(gòu)能強(qiáng)化流動(dòng)沸騰傳熱，降低細(xì)通道的壁面溫度，設(shè)計(jì)多孔薄膜流道具有優(yōu)良的強(qiáng)化換熱效果。對(duì)比SPS1 通道與SPS2 通道的傳熱曲線，發(fā)現(xiàn)在ONB 點(diǎn)之后SPS2 通道的壁面過熱度更小，這是因?yàn)镾PS2 通道排氣孔數(shù)更多，氣泡與PTFE 薄膜的接觸面積更大，氣相分離作用更強(qiáng)，通道下游區(qū)域的受限氣泡長(zhǎng)徑比減小速率更大，冷液體可以更及時(shí)地補(bǔ)充至換熱壁面，工質(zhì)從加熱表面帶走的熱量更多。如熱流密度為130.60 kW/m2，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)時(shí)，SPS2 通道與SPS3 通道壁面過熱度的差值為2.5℃，而SPS1 通道與SPS3 通道壁面過熱度的差值為1.9℃。

對(duì)比前后半周期工況下的沸騰傳熱曲線，可以看出前后半周期沸騰傳熱曲線在ONB 點(diǎn)處的熱流密度不同，前半周期ONB 點(diǎn)處的熱流密度比后半周期大，這是因?yàn)檎蛄魍ǖ狼鞍胫芷诘膲毫Ω哂诤蟀胫芷?，工質(zhì)的飽和溫度較高，氣化需要更大的加熱量，而且壓力越高，氣泡越不易成核，所以壓力較大的工況下ONB 點(diǎn)的熱流密度更大[30]。

圖10e、10f 為入口溫度為70℃，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)的工況下，不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道局部飽和沸騰傳熱系數(shù)對(duì)比圖，與研究高低壓切換周期一致，在計(jì)算細(xì)通道的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)時(shí)，取位于飽和沸騰起始點(diǎn)下游區(qū)域最近的測(cè)點(diǎn)溫度進(jìn)行計(jì)算。從圖10e、10f 可以看出，隨著熱流密度的增加，細(xì)通道內(nèi)甘油水溶液局部飽和沸騰傳熱系數(shù)逐漸降低，此現(xiàn)象與去離子水在微通道內(nèi)的飽和沸騰傳熱系數(shù)變化一致[31-32]，而與傳統(tǒng)制冷劑不同，這是因?yàn)楦视退芤褐兴姆悬c(diǎn)低于甘油，水先發(fā)生沸騰現(xiàn)象，而且水的液氣密度比大[33]，水蒸發(fā)時(shí)產(chǎn)生的氣相體積更大，水在細(xì)通道內(nèi)產(chǎn)生的受限氣泡長(zhǎng)徑比更大，通道內(nèi)流型轉(zhuǎn)變更快，在飽和沸騰段去離子水在細(xì)通道內(nèi)流型由泡狀流轉(zhuǎn)變?yōu)閺棤盍?，在通道出口附近大量氣柱聚集形成環(huán)狀流，導(dǎo)致傳熱系數(shù)降低。

同一熱流密度下，SPS3、SPS1、SPS2 通道的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)依次增大，如在熱流密度為150.73 kW/m2，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)時(shí)，SPS3、SPS1、SPS2 通道的前半周期局部飽和沸騰傳熱系數(shù)分別為4.24、5.04、5.37 kW/(m2·K)，SPS1、SPS2 通道較SPS3 通道的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)分別增大了18.87%、26.65%，這主要是因?yàn)橄喾蛛x結(jié)構(gòu)通過改善通道內(nèi)兩相流流型來強(qiáng)化傳熱，氣相分離使通道下游飽和沸騰區(qū)內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)徑比減小，冷液體能及時(shí)補(bǔ)充到換熱壁面，進(jìn)而提升傳熱效率，而相比于SPS1 通道，SPS2 通道排氣孔數(shù)更多，氣相與多孔膜接觸面積更大，氣相通過多孔膜流道的轉(zhuǎn)移量更多，受限氣泡長(zhǎng)徑比減小程度更大，相分離效果更明顯，所以同一熱流密度下，隨著排氣孔數(shù)的增多細(xì)通道的傳熱效率逐漸升高。

2.3 細(xì)通道均溫性

將相分離結(jié)構(gòu)布置在平行逆流細(xì)通道中可以提高通道的沿程壁面均溫性，本節(jié)通過對(duì)沿程壁面溫度和溫度標(biāo)準(zhǔn)差的變化情況進(jìn)行分析，探究相分離結(jié)構(gòu)對(duì)細(xì)通道均溫性的影響規(guī)律。在試驗(yàn)工質(zhì)入口溫度為70℃，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)的工況下，不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道沿程壁面溫度變化情況如圖11 所示。

圖11 不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道沿程壁面溫度分布Fig.11 Temperature distribution diagram of the wall along the minichannel under different phase separation structures

從圖11 中可以看出，由于通道進(jìn)出口處存在溫度補(bǔ)償，逆流細(xì)通道沿程壁面溫度呈軸對(duì)稱分布，通道中間溫度高于兩側(cè)，這與單流向細(xì)通道壁面溫度沿流動(dòng)方向逐漸升高不同。在低熱流密度時(shí)，通道內(nèi)為單相流，壁面溫度隨熱流密度增加快速上升，而當(dāng)熱流密度持續(xù)升高至通道內(nèi)開始發(fā)生沸騰時(shí)，通道壁面溫度上升開始放緩，這是因?yàn)榉序v傳熱時(shí)細(xì)通道的傳熱效率更高，單位溫升下工質(zhì)與加熱壁面之間的傳熱量更大，故沿程壁面溫度分布曲線隨熱流密度升高呈由疏至密的變化趨勢(shì)。觀察圖11 還可以發(fā)現(xiàn)，SPS1、SPS2 通道的壁面溫度最大值低于SPS3 通道，在熱流密度為151.43 kW/m2，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)時(shí)，SPS1、SPS2、SPS3 通道的壁面溫度最大值分別為128.6、127.4、130.8℃，SPS1、SPS2 通道的壁面最高溫度分別比SPS3 通道降低2.2℃、3.4℃。進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，SPS1、SPS2、SPS3 通道的沿程壁面最大溫差在上述工況下達(dá)到最大值，分別為13.4、12.8、14.1℃，SPS1、SPS2 通道的沿程壁面最大溫差比SPS3 通道分別降低了0.7、1.3℃，降低幅度分別為6.35%、10.32%，說明相分離結(jié)構(gòu)可以降低通道的沿程壁面最大溫差，改善細(xì)通道沿程壁面溫度均勻性，且隨著氣相與相分離薄膜接觸面積的增大，改善效果更明顯。

沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差反映的是沿程壁面溫度與沿程平均壁面溫度之間的差異程度，值越小表明沿程壁面溫度與沿程平均壁面溫度越接近，細(xì)通道壁面溫度均勻性越好，沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差σw的計(jì)算公式如下：

式中Tw,i為沿程壁面溫度，℃；Tw,ave為沿程平均壁面溫度，℃。

在試驗(yàn)工質(zhì)入口溫度為70℃，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)的工況下，不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差變化情況如圖12 所示。

圖12 不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差Fig.12 Standard deviation of wall temperature along the minichannel under different phase separation structures

從圖12 中可以看出，SPS1、SPS2、SPS3 通道的沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差變化趨勢(shì)基本一致，在單相對(duì)流區(qū)，沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差隨熱流密度的增大而增大，在兩相區(qū)沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差先突然減小后逐漸增大。

在單相區(qū)，不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差接近，而在兩相區(qū)SPS1、SPS2 通道的沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差均小于SPS3 通道，表明在兩相區(qū)內(nèi)相分離結(jié)構(gòu)細(xì)通道的均溫性更好。與SPS1 通道相比，SPS2 通道在兩相區(qū)的沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差更小，說明兩相區(qū)內(nèi)SPS2 通道的均溫性優(yōu)于SPS1 通道。如在質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)，熱流密度為103.54 kW/m2時(shí)，SPS1、SPS2、SPS3 通道的沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差分別為3.3、3.0、3.7℃，SPS1、SPS2 通道的沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差比SPS3 通道降低10.81%和18.91%，這是因?yàn)镾PS2通道排氣孔數(shù)多于SPS1 通道，多孔薄膜流道的設(shè)計(jì)使氣相與相分離薄膜的接觸面積更大，在前半周期時(shí)，正向流通道下游區(qū)域經(jīng)多孔薄膜流道分離至逆向流通道上游區(qū)域的氣相更多，正向流通道出口干度減小程度更大，冷液體可以更及時(shí)補(bǔ)充至加熱壁面，細(xì)通道沿程壁面均溫性得到提升，同時(shí)逆向流通道吸收正向流通道氣相分離帶來的能量，熱邊界層受到擾動(dòng)，提前進(jìn)入過冷沸騰區(qū)，傳熱效率提高，細(xì)通道整體均溫性提升，故隨著排氣孔數(shù)的增多細(xì)通道的均溫性逐漸升高。

2.4 可視化及強(qiáng)化機(jī)理分析

圖13 為熱流密度為90.31 kW/m2，質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)的工況下，不同相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)徑比變化圖。

圖13 相分離結(jié)構(gòu)作用下可視化Fig.13 Visualization under the action of phase separation structure

從圖13 中可以發(fā)現(xiàn)，SPS3 通道內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)度逐漸變大，在70 ms 時(shí)間內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)度由14.00 mm 變成15.20mm，單位時(shí)間受限氣泡長(zhǎng)度變化比率ψ為122.45%/s，而SPS1 通道內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)度由14.20 mm 變成13.02 mm，SPS2 通道內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)度由14.00 mm 變成12.45 mm，單位時(shí)間內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)度變化比率ψ分別為-118.71、-158.16%/s，表明相分離結(jié)構(gòu)可以有效減小受限氣泡的長(zhǎng)度。從圖13a、13b 可以發(fā)現(xiàn)，SPS1 通道內(nèi)受限氣泡在t0+30 ms 時(shí)刻開始排入至右側(cè)逆向流通道，在t0+50ms 時(shí)刻停止，而SPS2 通道內(nèi)受限氣泡在t0時(shí)刻就已開始排入至右側(cè)逆向流通道，并且相分離結(jié)構(gòu)在整個(gè)時(shí)間段內(nèi)都有氣相分離作用，故與SPS1 通道相比，SPS2 通道中受限氣泡長(zhǎng)徑比減小程度更大。而且SPS2通道排氣孔數(shù)量更多，受限氣泡與PTFE 疏水多孔膜的接觸面積更大，排入至右側(cè)逆向流通道的小氣泡數(shù)量也更多，可以更好促進(jìn)逆向流通道的流型轉(zhuǎn)變，使其更早地進(jìn)入過冷沸騰區(qū)，提高細(xì)通道的整體換熱性能，故SPS2 通道的壁面溫度均勻性最好且局部飽和沸騰傳熱系數(shù)最高。

以上試驗(yàn)結(jié)果表明相分離結(jié)構(gòu)可以強(qiáng)化細(xì)通道的傳熱能力，所以有必要對(duì)其強(qiáng)化機(jī)理進(jìn)行分析。由于PTFE 多孔薄膜具有疏水性，液相穿過薄膜時(shí)需要較大的毛細(xì)壓力，而氣相在薄膜兩側(cè)壓力差作用下可以相對(duì)容易地通過薄膜。為避免液相穿過薄膜，薄膜兩側(cè)壓力差不能超過液相泄露壓力ΔPleak，ΔPleak可根據(jù)Laplace-Young 方程計(jì)算：

式中γ為液相表面張力，N/m；θ為液相在多孔薄膜上接觸角，(°)；rmax為多孔薄膜最大孔徑，m。

計(jì)算得到ΔPleak為104.06 kPa，而本試驗(yàn)工況下薄膜兩側(cè)最大壓力差為11.67 kPa，所以液相不會(huì)穿過PTFE多孔薄膜。如圖14 所示，液相在表面張力的作用下不會(huì)通過薄膜，而是在孔隙處形成彎月面，氣相能夠順利通過薄膜，從而實(shí)現(xiàn)氣液相分離。

圖14 氣液相分離原理Fig.14 Principle of gas-liquid phase separation

圖15 為氣相分離強(qiáng)化傳熱機(jī)理示意圖，對(duì)比了單流向、平行逆流和相分離結(jié)構(gòu)平行逆流細(xì)通道的傳熱過程。圖15a、15b 分別為單流向與平行逆流細(xì)通道的傳熱過程示意圖，單流向細(xì)通道沿流動(dòng)方向壁面溫度梯度較大，氣泡在通道內(nèi)膨脹速率過快會(huì)阻礙下游的液體供給，在通道下游產(chǎn)生干涸點(diǎn)，降低細(xì)通道的壁面溫度均勻性和傳熱效率。而平行逆流細(xì)通道可以通過相鄰?fù)ǖ篱g的溫度補(bǔ)償緩解通道下游出現(xiàn)干涸的問題，提高細(xì)通道的均溫性，但在高熱流密度工況下通道下游受限氣泡呈拉長(zhǎng)狀，強(qiáng)化傳熱效果有限。

圖15 氣相分離強(qiáng)化傳熱機(jī)理Fig.15 Enhanced heat transfer mechanism for gas-phase separation

圖15c 為相分離結(jié)構(gòu)平行逆流細(xì)通道的傳熱過程示意圖，在前半周期內(nèi)，正向流通道下游區(qū)域薄膜處工質(zhì)的壓力大于逆向流通道上游區(qū)域薄膜處工質(zhì)的壓力，受到薄膜兩側(cè)的壓力差作用，正向流通道下游區(qū)域內(nèi)受限氣泡經(jīng)過PTFE 疏水多孔膜排入至逆向流通道上游區(qū)域，逆向流通道上游區(qū)域的單相段長(zhǎng)度減小，更早地進(jìn)入過冷沸騰區(qū)，而正向流通道下游區(qū)域因?yàn)闅庀嗯懦鍪芟逇馀蓍L(zhǎng)徑比減小，可以避免細(xì)通道下游區(qū)域發(fā)生干涸的現(xiàn)象，提高細(xì)通道的傳熱效率，減小加熱壁面的過熱度，提升細(xì)通道的均溫性。同理，在后半周期逆向流通道下游區(qū)域薄膜處工質(zhì)的壓力大于正向流通道上游區(qū)域薄膜處工質(zhì)的壓力，逆向流通道下游區(qū)域內(nèi)受限氣泡排入至正向流通道上游區(qū)域，逆向流通道下游區(qū)域內(nèi)受限氣泡長(zhǎng)徑比減小，正向流通道上游區(qū)域的單相段長(zhǎng)度減小，相分離結(jié)構(gòu)作用下細(xì)通道整體換熱能力提升。與SPS1 通道相比，SPS2 通道排氣孔數(shù)量更多，受限氣泡與PTFE 疏水多孔膜接觸面積更大，由達(dá)西定律可知，在相同壓力差條件下，氣泡與多孔膜的接觸面積越大，經(jīng)多孔膜分離的氣相體積通量越大，故SPS2 正向流通道受限氣泡長(zhǎng)徑比減小程度更大，其逆向流通道也更早進(jìn)入過冷沸騰區(qū)，兩相分布改善效果更為顯著，強(qiáng)化傳熱效果更明顯。

3 結(jié)論

本文在帶有不同相分離結(jié)構(gòu)的雙向逆流細(xì)通道內(nèi)進(jìn)行了流動(dòng)沸騰試驗(yàn)，研究高低壓切換周期和不同相分離結(jié)構(gòu)對(duì)細(xì)通道傳熱特性和均溫性的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論：

1）本試驗(yàn)工況下，通過對(duì)比不同高低壓切換周期下少孔細(xì)通道SPS1、多孔細(xì)通道SPS2 的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)和總壓降，得到120 s 切換周期時(shí)的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)最高，總壓降最低，高低壓切換周期存在最佳值。

2）相分離結(jié)構(gòu)主要對(duì)兩相流區(qū)域起強(qiáng)化傳熱作用，在ONB 點(diǎn)前不同相分離結(jié)構(gòu)細(xì)通道的傳熱曲線差異不大，而在ONB 點(diǎn)之后，SPS1、SPS2 通道的壁面過熱度更小。熱流密度為130.60 kW/m2，質(zhì)量流量為121.25 kg/(m2·s)時(shí)，無(wú)孔細(xì)通道SPS3 最大壁面過熱度最高、少孔細(xì)通道SPS1 次之，多孔細(xì)通道SPS2 最低。局部飽和沸騰傳熱系數(shù)隨著相分離結(jié)構(gòu)排氣孔數(shù)的增加而增大，本試驗(yàn)工況下，SPS1、SPS2 通道較SPS3 通道的局部飽和沸騰傳熱系數(shù)最高增大了18.87%、26.65%。

3）相分離結(jié)構(gòu)可以改善細(xì)通道內(nèi)的溫度波動(dòng)，進(jìn)而提高細(xì)通道沿程壁面溫度均勻性，在兩相區(qū)，排氣孔數(shù)逐漸增多的SPS3、SPS1、SPS2 通道的沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差依次降低，沿程壁面溫度均勻性依次升高。質(zhì)量流率為121.25 kg/(m2·s)，熱流密度為103.54 kW/m2時(shí)，SPS1、SPS2、SPS3 通道的沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差分別為3.3、3.0、3.7℃，少孔細(xì)通道SPS1、多孔細(xì)通道SPS2 沿程壁面溫度標(biāo)準(zhǔn)差比無(wú)孔細(xì)通道SPS3 降低10.81%和18.91%。

4）相分離結(jié)構(gòu)能夠減小受限氣泡長(zhǎng)徑比并影響通道內(nèi)的流型轉(zhuǎn)變，從而強(qiáng)化傳熱。多孔細(xì)通道SPS2 受限氣泡長(zhǎng)徑比減小程度大于少孔細(xì)通道SPS1，熱流密度為90.31 kW/m2，質(zhì)量流量為121.25 kg/(m2·s)時(shí)，在細(xì)通道拍攝窗口范圍內(nèi)，SPS1、SPS2、SPS3 通道下游區(qū)域受限氣泡單位時(shí)間長(zhǎng)度變化比率分別為-118.71、-158.16和122.45%/s。