HFE-7100 平行微通道流動(dòng)沸騰實(shí)驗(yàn)*

解奕晨 莊曉如 岳思君 李翔 余鵬? 魯春

1) (南方科技大學(xué)力學(xué)與航空航天工程系,深圳 518055)

2) (深圳職業(yè)技術(shù)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,深圳 518055)

微通道流動(dòng)沸騰冷卻技術(shù)兼具相變潛熱和微尺度效應(yīng)的諸多優(yōu)點(diǎn),是解決微電子器件熱致失效問(wèn)題的重要方法之一.HFE-7100 是一種安全環(huán)保的電子氟化液,特別適用于微電子器件的冷卻.本文在水力直徑為0.5 mm 的矩形平行微通道內(nèi),對(duì)HFE-7100 的流動(dòng)沸騰傳熱和兩相流動(dòng)特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，測(cè)量范圍為常壓下質(zhì)量流率88.9—277.8 kg·m-2·s-1、入口過(guò)冷度20.5—35.5 ℃和有效熱流密度12—279 kW·m-2.本文分析了質(zhì)量流率、入口過(guò)冷度、有效熱流密度和干度對(duì)傳熱系數(shù)和壓降的影響,發(fā)現(xiàn)在較低的入口過(guò)冷度下HFE-7100 出現(xiàn)了沸騰遲滯現(xiàn)象,且增大入口過(guò)冷度和質(zhì)量流率會(huì)延緩沸騰起始點(diǎn)的發(fā)生,且會(huì)提高傳熱系數(shù)和臨界熱流密度.兩相壓降受有效熱流密度影響較大,且在定干度下不同質(zhì)量流率的兩相壓降在塞狀流和環(huán)狀流階段有明顯差異.同時(shí),通過(guò)觀測(cè)兩相流型,對(duì)流動(dòng)沸騰傳熱現(xiàn)象進(jìn)行了分析.本文還將兩相壓降實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值進(jìn)行了對(duì)比,與Lockhart 提出的關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值偏差為19.6%.本文研究結(jié)果可為微電子器件散熱設(shè)備的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo):以HFE-7100 作為傳熱工質(zhì)并將微通道流動(dòng)沸騰冷卻技術(shù)應(yīng)用于微電子器件散熱設(shè)備,可以提高設(shè)備的穩(wěn)定性和可靠性;在不同熱流密度的設(shè)備中通過(guò)控制入口過(guò)冷度和質(zhì)量流率可有效地提升其散熱性能;采用Lockhart 提出的兩相壓降關(guān)聯(lián)式可預(yù)測(cè)散熱設(shè)備所需的泵功.

1 引言

隨著電子器件不斷發(fā)展,其集成度和功率密度越來(lái)越高,熱效應(yīng)也愈加明顯.傳統(tǒng)的風(fēng)冷和水冷技術(shù)已無(wú)法滿足電子器件的散熱需求,而微通道流動(dòng)沸騰冷卻則是一種有效的解決方案.與傳統(tǒng)技術(shù)相比,其具有更高的相變傳熱系數(shù)和更緊湊的結(jié)構(gòu),因此具有更優(yōu)良的散熱能力[1].另外,電子氟化液(如HFE-7100,HFE-7200,FC-72 等)具有良好的化學(xué)惰性、電氣絕緣性能以及適宜的相變溫度(HFE-7100 標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)為61 ℃),不會(huì)對(duì)電子器件產(chǎn)生損害.因此,將電子氟化液作為傳熱工質(zhì)應(yīng)用于微通道流動(dòng)沸騰冷卻技術(shù)中,可以提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性和可靠性[2].此外,通過(guò)優(yōu)化傳熱參數(shù)和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),可以進(jìn)一步提高微通道流動(dòng)沸騰冷卻的性能,為電子器件的散熱問(wèn)題提供更好的解決方案.

近年來(lái),關(guān)于微通道流動(dòng)沸騰傳熱和兩相流動(dòng)特性的研究已有大量報(bào)道.Harirchian 和Garimella[3]以FC-77 為工質(zhì),將平行微通道內(nèi)主要的5 種流型命名為泡狀流、彈狀流、攪拌流、細(xì)環(huán)流和局部燒干狀態(tài)下的倒環(huán)狀流,發(fā)現(xiàn)當(dāng)水力直徑小于0.4 mm 時(shí)核態(tài)沸騰受到抑制.Asrar等[4]對(duì)具有稀疏針翅結(jié)構(gòu)的單質(zhì)硅微通道中R245fa 的流動(dòng)沸騰進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)在微間隙中觀察到多種兩相流動(dòng)模式:泡狀流、攪拌流和霧狀流,流型主要在微間隙中的針形肋片周圍發(fā)生變化,通過(guò)流型長(zhǎng)度可判斷出ONB 附近的單相段和兩相段長(zhǎng)度.楊曉強(qiáng)等[5]實(shí)驗(yàn)研究了在大寬高比矩形微通道內(nèi)去離子水的流動(dòng)沸騰傳熱特性,發(fā)現(xiàn)隨著通道尺寸、熱流密度、飽和壓力和質(zhì)量流率的減小,傳熱系數(shù)(heat transfer coefficient,HTC)逐漸減小;質(zhì)量流率增大對(duì)HTC 的強(qiáng)化作用會(huì)隨著通道尺寸的減小而削弱;通道尺寸較小的流動(dòng)沸騰傳熱受核態(tài)沸騰換熱主導(dǎo),而通道尺寸較大的受核態(tài)沸騰和對(duì)流沸騰換熱機(jī)制共同作用.Wang等[6]則對(duì)FC-72 在矩形單微通道中的流動(dòng)沸騰傳熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,得到HTC 會(huì)隨著通道尺寸的減小而增大,且質(zhì)量流率越大,通道尺寸的影響越大,這與楊曉強(qiáng)等[5]的結(jié)論相反.Al-Zaidi等[7,8]實(shí)驗(yàn)研究了HFE-7100在平行微通道中的流動(dòng)沸騰傳熱和兩相流動(dòng)特性,發(fā)現(xiàn)HTC 在干度值接近0 時(shí)會(huì)達(dá)到峰值,之后隨著干度的增大而減小,其幾乎不受質(zhì)量流率的影響,但受熱流密度的影響較大;隨著通道長(zhǎng)寬比增大,HTC 增大而壓降減小.他們還通過(guò)快速傅里葉變換分析得出壓降波動(dòng)的頻率和振幅隨熱流密度呈正相關(guān),兩相壓降包括加速壓降和摩擦壓降.Cheng 和Wu[9]則在平行微通道中進(jìn)行了實(shí)驗(yàn),研究入口過(guò)冷度對(duì)去離子水流動(dòng)沸騰傳熱特性的影響,發(fā)現(xiàn)當(dāng)入口過(guò)冷度足夠大(70 ℃)時(shí),在沸騰的初始階段會(huì)出現(xiàn)沸騰遲滯現(xiàn)象,沸騰傳熱曲線在沸騰起始點(diǎn)(onset of nucleate boiling,ONB) 附近存在明顯的拐點(diǎn),此時(shí)隨著熱流密度增大,壁面過(guò)熱度急劇下降;隨著入口過(guò)冷度增大,沸騰遲滯現(xiàn)象越明顯,臨界熱流密度(critical heat flux,CHF)越高,流動(dòng)不穩(wěn)定現(xiàn)象越明顯.另外,Yang等[10],Tuo 和Hrnjak[11]認(rèn)為微通道內(nèi)工質(zhì)的回流會(huì)引起壓降波動(dòng)并造成流動(dòng)分布不均勻.

目前,微通道流動(dòng)沸騰的研究大多基于去離子水,對(duì)電子氟化液的相關(guān)研究相對(duì)不足,實(shí)驗(yàn)工況范圍也有限.與去離子水相比,電子氟化液的熱物性相對(duì)較差,例如HFE-7100 的氣化潛熱約為水的1/20,液體比熱約為水的1/4,導(dǎo)熱系數(shù)約為水的1/10,表面張力約為水的1/5[12].這些差異導(dǎo)致電子氟化液的流動(dòng)沸騰傳熱和兩相流動(dòng)特性與水存在明顯的差異,例如表面張力較小會(huì)導(dǎo)致發(fā)生ONB 所需過(guò)熱度較大;較小的氣化潛熱不利于獲得更高的CHF;較高的氣相密度會(huì)導(dǎo)致氣泡脫離直徑較大等,這些因素均可能導(dǎo)致傳熱惡化和流動(dòng)不穩(wěn)定[13-15].因此,本文在水力直徑為0.5 mm 的矩形平行微通道內(nèi)對(duì)HFE-7100 的流動(dòng)沸騰傳熱和兩相流動(dòng)特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,分析了質(zhì)量流率、入口過(guò)冷度、有效熱流密度和干度等因素的影響,并獲得了不同沸騰階段的兩相流動(dòng)形態(tài).

2 實(shí)驗(yàn)裝置及數(shù)據(jù)處理方法

2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1 所示,儲(chǔ)液罐中的被測(cè)工質(zhì)在齒輪泵的驅(qū)動(dòng)下,經(jīng)過(guò)濾器和質(zhì)量流量計(jì)后,在預(yù)熱器中被加熱至所需入口過(guò)冷度,再進(jìn)入微通道測(cè)試段中進(jìn)行流動(dòng)沸騰換熱;換熱后的工質(zhì)經(jīng)風(fēng)冷冷凝器和冷卻盤(pán)管冷卻,回流到儲(chǔ)液罐中進(jìn)行下一次循環(huán).另外,實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的沸騰兩相流動(dòng)形態(tài)通過(guò)安裝在顯微鏡上的高速攝像機(jī)拍攝得到.通過(guò)改變齒輪泵的轉(zhuǎn)速和旁通針閥的開(kāi)度控制被測(cè)工質(zhì)的流量.溫度、壓力和質(zhì)量流量等測(cè)量數(shù)據(jù)由數(shù)據(jù)采集器記錄,并通過(guò)LabVIEW 軟件連接到計(jì)算機(jī)輸出數(shù)據(jù).更詳細(xì)的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)介紹可見(jiàn)專利[16].

圖1 微通道流動(dòng)沸騰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1.Schematic view of the experimental apparatus.

如圖2 所示,微通道測(cè)試段由加工有微通道的紫銅熱沉、含進(jìn)出口腔的隔熱體、電加熱棒、透明有機(jī)玻璃上蓋板和底部隔熱蓋板等組成.緊固螺栓和螺母用于連接和固定整體部件,而密封O 圈確保紫銅熱沉、隔熱體以及有機(jī)玻璃之間的良好密封性.隔熱體進(jìn)出口腔中還布置了測(cè)溫和測(cè)壓點(diǎn),用于實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)被測(cè)工質(zhì)的進(jìn)出口溫度與壓力值.在紫銅熱沉中部按規(guī)律布置熱電偶形成測(cè)溫陣列.

圖2 微通道測(cè)試段結(jié)構(gòu)圖 (a) 紫銅熱沉熱電偶排布;(b) 測(cè)試段組裝示意圖;(c) 平行微通道結(jié)構(gòu)尺寸Fig.2.Schematic view of the test section:(a) Thermocouple arrangement on the copper heat sink;(b) assembly drawing;(c) dimensional drawing of the microchannels.

2.2 數(shù)據(jù)處理方法

流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)(h,W·m-2·K-1)可由下式計(jì)算得到:

式中,Tf為通道內(nèi)被測(cè)工質(zhì)溫度,單位為℃;qeff為微通道壁面有效熱流密度,單位為W·m-2;Tw為微通道壁面溫度,單位為℃.本文選取最靠近微通道測(cè)試段出口的T3熱電偶測(cè)量點(diǎn)相對(duì)應(yīng)計(jì)算所得的h進(jìn)行流動(dòng)沸騰傳熱特性的分析.

對(duì)于單相流,Tf可由下式計(jì)算得到:

式中,Tin為微通道測(cè)試段被測(cè)工質(zhì)入口溫度,單位為℃;z為與T3熱電偶測(cè)量點(diǎn)相對(duì)應(yīng)流動(dòng)方向的加熱長(zhǎng)度,單位為m;B為微通道加熱寬度,單位為m;M為被測(cè)工質(zhì)質(zhì)量流量,單位為kg·s-1;cp為被測(cè)工質(zhì)比熱,單位為J·kg-1·K-1.而對(duì)于兩相流,Tf則為通道內(nèi)被測(cè)工質(zhì)的局部飽和溫度Ts,單位為℃,飽和溫度是與飽和壓力相對(duì)應(yīng)的熱力學(xué)平衡溫度,可根據(jù)下式求得:

式中,飽和壓力p(Pa)可由測(cè)試段入口壓力和進(jìn)出口壓差,并假設(shè)通道沿程壓降線性變化的局部壓力得到.

假設(shè)紫銅熱沉中部滿足一維導(dǎo)熱規(guī)律,q和Tw可通過(guò)傅里葉導(dǎo)熱定律計(jì)算:

式中,λCui為紫銅的導(dǎo)熱系數(shù),隨溫度變化[17],單位為W·m-1·K-1;Ti為紫銅熱沉中對(duì)應(yīng)熱電偶所測(cè)量的溫度,單位為℃;d為按規(guī)律排布的熱電偶間距,單位為m;Δd為微通道換熱表面至最近熱電偶的距離,單位為m.為了驗(yàn)證一維導(dǎo)熱假設(shè),本文測(cè)驗(yàn)了微通道底部平行和垂直于流動(dòng)方向上的溫度分布.結(jié)果表明,無(wú)論對(duì)于單相流還是兩相流,平行于流動(dòng)方向上的溫度幾乎一致,而垂直于流動(dòng)方向上的溫度則基本呈線性分布,因此假設(shè)成立.

有效熱流密度(qeff,W·m-2)可由下式計(jì)算:

式中,Hfin,Dfin,Wch分別為肋片高度、寬度和通道寬度,單位為m;L為微通道加熱長(zhǎng)度,單位為m;Nch為通道個(gè)數(shù).

干度可由下式計(jì)算:

式中,Hlv為氣化潛熱,單位為kJ·kg-1,本文被測(cè)工質(zhì)HFE-7100 的氣化潛熱值[18]為111.6 kJ·kg-1.

單相Nu數(shù)可由下式計(jì)算:

單相Re數(shù)和摩擦因子可由下式計(jì)算:

式中,ρl為液相工質(zhì)密度,單位為kg·m-3;G為被測(cè)工質(zhì)質(zhì)量流率,單位為kg·m-2·s-1;μl為被測(cè)工質(zhì)液相黏度[19],單位為Pa·s:

微通道沿程壓降(Δpch,Pa)可由下式計(jì)算:

式中,Δp,Δpc,s,Δpe,t分別為進(jìn)出口壓降、入口收縮壓降和出口膨脹壓降,單位為Pa,可由文獻(xiàn)[20,21]中的公式計(jì)算.

2.3 測(cè)量不確定度分析

實(shí)驗(yàn)測(cè)試裝置的型號(hào)、測(cè)量范圍、設(shè)備不確定度如表1 所列.

表1 測(cè)量參數(shù)的不確定度Table 1.Uncertainty of measurement parameters.

根據(jù)NIST[22]的計(jì)算方法,由于兩相熱流密度是通過(guò)一維傅里葉導(dǎo)熱定律計(jì)算得到,其相對(duì)不確定度可由下式計(jì)算:

式中,?fq/?T為溫度對(duì)熱流密度不確定度的傳播系數(shù),?fq/?L為長(zhǎng)度對(duì)熱流密度不確定度的傳播系數(shù),它們均通過(guò)(4)式推導(dǎo)計(jì)算得到;u(T)為溫度測(cè)量的不確定度;u(L)為長(zhǎng)度測(cè)量的不確定度.

傳熱系數(shù)的相對(duì)不確定度可由下式計(jì)算:

式中,u(Ts)為被測(cè)流體飽和溫度的不確定度,單位為K,可通過(guò)(3)式推導(dǎo)計(jì)算得到;u(Tw)為壁面溫度的不確定度,單位為K,可由下式計(jì)算得到:

式中,?fTw/?T為溫度對(duì)壁面溫度不確定度的傳播系數(shù),?fTw/?L為長(zhǎng)度對(duì)壁面溫度不確定度的傳播系數(shù),?fTw/?q為熱流密度對(duì)壁面溫度不確定度的傳播系數(shù),它們均通過(guò)(5) 式推導(dǎo)計(jì)算得到.

干度的相對(duì)不確定度可由下式計(jì)算:

式中,?fx/?q為熱流密度對(duì)干度不確定度的傳播系數(shù);?fx/?M為質(zhì)量流量對(duì)干度不確定度的傳播系數(shù);?fx/?L為長(zhǎng)度對(duì)干度不確定度的傳播系數(shù);?fx/?Ts為飽和溫度對(duì)干度不確定度的傳播系數(shù);?fx/?T為溫度對(duì)干度不確定度的傳播系數(shù).它們均通過(guò)(9)式推導(dǎo)計(jì)算得到;u(M)為質(zhì)量流量的不確定度.

根據(jù)以上公式,本文計(jì)算得到兩相熱流密度的平均相對(duì)不確定度為3.25%,兩相傳熱系數(shù)的平均相對(duì)不確定度為4.94%,干度的平均不確定度為3.2%.壓降的測(cè)量不確定度為50 Pa.

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)可靠性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)數(shù)據(jù)測(cè)量的準(zhǔn)確性和可靠性,進(jìn)行了HFE-7100 在單相對(duì)流傳熱條件下的實(shí)驗(yàn),并將結(jié)果與相關(guān)文獻(xiàn)[23-27]的結(jié)果進(jìn)行了比較.如圖3 所示.其中,?ukauskas[23]關(guān)聯(lián)式為

圖3 單相 (a) Nu-Re和(b) f-Re 的驗(yàn)證結(jié)果Fig.3.Verifications of single-phase (a) Nu-Re and (b) f-Re.

單相Nu-Re實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與?ukauskas[23]關(guān)聯(lián)式計(jì)算值的平均絕對(duì)誤差為9.0%,與Chang等[24]關(guān)聯(lián)式計(jì)算值的平均絕對(duì)誤差為15.6%.單相f-Re實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與Brunschwiler等[25],Xu 與Wu[26],Kong等[27]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有相似的變化趨勢(shì).這表明本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)數(shù)據(jù)測(cè)量的準(zhǔn)確性較高.實(shí)驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果的偏差主要受微通道結(jié)構(gòu)、水力直徑、質(zhì)量流速、入口溫度和飽和壓力等工況參數(shù)的影響.然而,這些參數(shù)對(duì)流動(dòng)沸騰傳熱和流動(dòng)特性的影響近似相同,這種一致性驗(yàn)證了本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)數(shù)據(jù)測(cè)量的可靠性.此外,由于在低Re數(shù)下,本實(shí)驗(yàn)壓降數(shù)值僅有60 Pa,接近壓差傳感器的測(cè)量不確定度50 Pa,從而導(dǎo)致在低Re數(shù)下單相f的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果具有較大的偏差.

3.2 沸騰傳熱曲線

圖4 為HFE-7100 在不同入口過(guò)冷度(ΔTsub)和質(zhì)量流率(G)下的沸騰傳熱曲線.如圖4(a)所示,在單相區(qū)間內(nèi),壁面過(guò)熱度(Tw-Ts)和有效熱流密度(qeff)幾乎呈線性變化關(guān)系,且對(duì)于不同的ΔTsub,其線性系數(shù)基本相同.隨著(Tw-Ts)增大,可觀察到沸騰傳熱曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn),此時(shí)微通道內(nèi)開(kāi)始出現(xiàn)沸騰現(xiàn)象,此拐點(diǎn)為沸騰傳熱曲線的ONB.發(fā)生ONB 后,微通道內(nèi)不斷產(chǎn)生氣泡,伴隨相變潛熱的作用使(Tw-Ts)驟降,qeff迅速增加,此現(xiàn)象稱為沸騰遲滯現(xiàn)象[9,28].此外,可見(jiàn)隨著ΔTsub降低,發(fā)生ONB 時(shí)的qeff和(Tw-Ts)均減小,說(shuō)明提高ΔTsub會(huì)抑制氣泡成核,從而延緩ONB 的發(fā)生.與文獻(xiàn)[9]所使用的去離子水不同,HFE-7100 在較低的ΔTsub下就出現(xiàn)沸騰遲滯現(xiàn)象,這可能是因?yàn)镠FE-7100 具有較低的表面張力(13.6 mN·m-1,約為水的1/5).由于沸騰通常先發(fā)生在通道表面的微空腔(稱為氣化成核點(diǎn))中,較低的表面張力使得液體與通道表面的接觸角較小,當(dāng)接觸角小于微空腔的有效錐角時(shí),液體便容易填充微空腔,導(dǎo)致ONB 在較高的(Tw-Ts)下發(fā)生.此外,由于接觸角較小,已被激活成核點(diǎn)處的氣泡在逐漸擴(kuò)張過(guò)程中,可能會(huì)覆蓋鄰近還未被激活的微空腔,使得部分液體受困于鄰腔內(nèi),從而抑制了鄰腔氣化成核點(diǎn)的活化,也會(huì)導(dǎo)致ONB 需在較高的(Tw-Ts)下才能發(fā)生[29].隨著(Tw-Ts)的進(jìn)一步增大,兩相區(qū)間的沸騰傳熱曲線斜率明顯大于單相區(qū)間,且相同G下的四組不同ΔTsub的沸騰傳熱曲線在ONB 后的中等qeff區(qū)間內(nèi)基本重合,說(shuō)明在微通道的氣化成核點(diǎn)大部分被激活后,僅改變工質(zhì)的入口溫度不會(huì)對(duì)整體傳熱性能有較大的影響.

圖4 不同(a)入口過(guò)冷度和(b)質(zhì)量流率下HFE-7100 的沸騰傳熱曲線Fig.4.Boiling heat transfer curve of HFE-7100 under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

相比之下,如圖4(b)所示,ΔTsub相同時(shí),隨著G的增大,沸騰傳熱曲線在單相區(qū)間內(nèi)的斜率會(huì)微弱增大,且發(fā)生ONB 時(shí)的qeff和(Tw-Ts)均明顯增大,ONB 后的兩相區(qū)間內(nèi)沸騰傳熱曲線斜率也增大.這是由于G越大,工質(zhì)與通道表面的對(duì)流換熱更好,壁面溫度越不容易升高,導(dǎo)致沸騰傳熱曲線斜率變大.總的來(lái)說(shuō),ΔTsub和G的變化對(duì)單相傳熱的影響均很小,而增大ΔTsub和G會(huì)延緩ONB 的發(fā)生,且增大G還可明顯提高兩相區(qū)間的qeff.此外,由于實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)所能提供的冷量有限,本文部分工況未能測(cè)到CHF 點(diǎn).

3.3 沸騰兩相流型

本文通過(guò)微通道測(cè)試段的透明有機(jī)玻璃上蓋板,利用顯微鏡和高速攝像儀拍攝了不同工況的沸騰兩相流型變化,如圖5 所示.

傳熱過(guò)程達(dá)到ONB 后,靠近出口的通道壁面上首先出現(xiàn)微小氣泡,隨著qeff增大,沸騰成核點(diǎn)不斷向上游延伸.這是因?yàn)樘幱谙掠蔚耐ǖ兰訜崃扛?表面溫度更高,氣化核心更容易被激發(fā).這一階段的氣泡較小,氣泡間相對(duì)孤立,兩相流型屬于泡狀流,如圖5(a)所示.隨著測(cè)試段加熱功率的提高,qeff達(dá)到ONB 后的中等熱流密度區(qū)間,被激活的沸騰成核點(diǎn)數(shù)量急劇增多,通道中的氣泡數(shù)量不斷增加,氣泡的體積也迅速增大.這些氣泡聚合并膨脹,逐漸形成較長(zhǎng)的封閉蒸氣塞,最終形成塞狀流,如圖5(b)所示.由于蒸氣塞的形成會(huì)抑制通道表面氣泡的產(chǎn)生和生長(zhǎng),其流經(jīng)的加熱壁面產(chǎn)生的氣泡減少,使得氣液相變受到抑制,導(dǎo)致傳熱惡化.進(jìn)一步提高加熱功率,工質(zhì)吸收更多熱量,微通道壁面上更多的液體工質(zhì)發(fā)生氣化,在壁面上逐漸形成一層液膜,通道中心則完全由氣相占據(jù),流型逐漸向環(huán)狀流轉(zhuǎn)化,如圖5(c)所示,此時(shí)熱量主要通過(guò)對(duì)流換熱先傳遞到通道周圍的液膜上,再通過(guò)相變界面蒸發(fā)進(jìn)行換熱,此階段幾乎觀察不到孤立氣泡的存在.當(dāng)加熱功率提高到一定程度,靠近測(cè)試段出口處的壁面無(wú)法充分冷卻,壁面液膜迅速燒干,如圖5(d)所示,出現(xiàn)局部燒干狀態(tài),此時(shí)通道下游幾乎沒(méi)有液相工質(zhì),傳熱性能急劇惡化,熱流密度逐漸接近CHF.

3.4 沸騰傳熱系數(shù)

圖6 為不同ΔTsub和G下沸騰傳熱系數(shù)(h)隨qeff的變化.可見(jiàn),在達(dá)到ONB 前的單相區(qū)間內(nèi),各工況的h隨qeff的增加而緩慢增大,且越接近ONB 斜率越大;h隨ΔTsub減小和G增大而增大,但不同工況之間的h差距并不明顯.達(dá)到ONB后,通道內(nèi)逐漸出現(xiàn)氣泡,由于相變潛熱吸收大量熱量,h急劇增大達(dá)到峰值.在兩相區(qū)間內(nèi),隨著qeff的增大,兩相流型逐漸由泡狀流向塞狀流轉(zhuǎn)變,由于大氣泡和蒸氣塞的存在會(huì)抑制加熱壁面新氣泡的生成,導(dǎo)致h減小;qeff進(jìn)一步增大,兩相流型由塞狀流轉(zhuǎn)變成環(huán)狀流,大量液相工質(zhì)轉(zhuǎn)化成氣相,在定G下,工質(zhì)流體速度升高,使得對(duì)流換熱增強(qiáng),導(dǎo)致h逐漸增大;當(dāng)qeff接近CHF 時(shí),出現(xiàn)局部燒干狀態(tài),通道內(nèi)部分區(qū)域液膜完全蒸發(fā)后無(wú)法被液相工質(zhì)重新潤(rùn)濕,導(dǎo)致h急劇減小.此外,ΔTsub和G越大,兩相h越大.不同流型狀態(tài)下ΔTsub和G對(duì)h的影響程度不同:在塞狀流階段ΔTsub的影響較大,曲線分布較分散,h值差別較大;而在環(huán)狀流階段G的影響較大,h值差別較大.

圖6 不同(a)入口過(guò)冷度和(b)質(zhì)量流率下HFE-7100 流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)隨有效熱流密度的變化Fig.6.The variation of flow boiling heat transfer coefficient of HFE-7100 with respect to the effective heat flux density under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

圖7 為不同ΔTsub和G下h隨干度(x)的變化,可見(jiàn)h-x和h-qeff的變化曲線相似:在達(dá)到ONB前的單相區(qū)間內(nèi),h幾乎不受x和ΔTsub的影響;在x=-0.05 附近達(dá)到ONB,h急劇增大達(dá)到峰值,之后隨著x增大而減小;在x=0.2 附近達(dá)到兩相h的谷值,之后隨著x增大而逐漸增大;在x=0.65附近接近CHF,h急劇減小.如圖7(b)所示,在定ΔTsub和x下,單相區(qū)間的h隨G的增大而微弱增大;達(dá)到ONB 后,對(duì)于較低G(G=88.9 kg·m-2·s-1),h隨x的增大而減小,且再無(wú)上升的趨勢(shì);對(duì)于較高G(G=155.6,277.8 kg·m-2·s-1),在塞狀流階段h隨x的增大而減小的變化程度相近,但在環(huán)狀流階段,h隨x的增大而增大的變化程度則隨G的增大而變得更為明顯.

圖7 不同(a)入口過(guò)冷度和(b) 質(zhì)量流率下HFE-7100 流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)隨干度的變化Fig.7.The variation of flow boiling heat transfer coefficient of HFE-7100 with dryness under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

3.5 沿程壓降

不同ΔTsub下Δpch隨qeff的變化如圖8(a)所示,單相壓降受入口過(guò)冷度影響較小,在兩相區(qū)間內(nèi)入口過(guò)冷度越大兩相壓降越小.可以解釋的是,在相同的有效熱流密度下,當(dāng)入口過(guò)冷度較大時(shí),微通道中單相區(qū)間所占區(qū)域較廣,需提供更多熱量使液相轉(zhuǎn)化為氣相,微通道內(nèi)工質(zhì)整體密度較高,工質(zhì)流速較低,故沿程加速壓降和壁面摩擦壓降均較小.

圖8 不同(a)入口過(guò)冷度和(b)質(zhì)量流率下HFE-7100 流動(dòng)沸騰沿程壓降隨有效熱流密度的變化Fig.8.The variation of flow boiling heat transfer pressure drop of HFE-7100 with effective heat flux density under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

不同G下Δpch隨qeff的變化如圖8(b)所示,單相壓降隨qeff的增大基本保持不變,隨G的增大略有增大,這可能是因?yàn)樵谳^高的G下工質(zhì)流動(dòng)速度較快,使由摩擦產(chǎn)生的壓降增大.在兩相區(qū)間內(nèi),7 個(gè)工況下的壓降均隨qeff的增大而增大.微通道壓降在壁面溫度達(dá)到ONB 后迅速升高,這是由于有效熱流密度增大,工質(zhì)吸收更多的熱量,更多液相工質(zhì)轉(zhuǎn)化為氣相.在一定的質(zhì)量流率下,工質(zhì)的密度降低,從而使工質(zhì)的流動(dòng)速度加快,導(dǎo)致更大的加速壓降損失.此外,氣相工質(zhì)以明顯高于液相工質(zhì)的速度行進(jìn),這導(dǎo)致對(duì)肋片表面的液膜產(chǎn)生更大的剪切力,沿壁面的摩擦壓降增大.加速和摩擦壓力損失都會(huì)增大,因此壓降隨qeff的增大而增大.

當(dāng)質(zhì)量流率恒為155.6 kg·m-2·s-1時(shí),如圖9(a)所示,不同ΔTsub下Δpch隨x的變化相似:在x＜ 0的單相區(qū)間內(nèi)沿程壓降小于360 Pa,Δpch受x的影響較小,且不同ΔTsub下的Δpch數(shù)值相近;在x＞ 0的兩相區(qū)間內(nèi)沿程壓降范圍為215—2104 Pa.當(dāng)入口過(guò)冷度恒為ΔTsub=25.5 ℃時(shí),如圖9(b)所示,不同G下平行微通道流動(dòng)沸騰Δpch均隨x的增大而迅速增大,且G越大,Δpch增長(zhǎng)的速率越快,不同G的Δpch-x曲線在兩相區(qū)間內(nèi)出現(xiàn)明顯分離.結(jié)合兩相流型觀察可得,相同x下,在泡狀流階段(q＜ 100 kW·m-2),平行微通道的沿程壓降在不同G下差距不大;在塞狀流和環(huán)狀流階段(q＞ 100 kW·m-2),沿程壓降在不同G下有明顯差異,G越大Δpch隨x的增長(zhǎng)速率越大.這是因?yàn)樵谂轄盍麟A段,氣泡生成量相對(duì)較少,氣泡間相互孤立,產(chǎn)生的摩擦阻力較小.在塞狀流階段,當(dāng)G較大時(shí),蒸氣塞受流動(dòng)的影響較大,蒸氣塞容易被液相工質(zhì)沖散,氣液相界面的摩擦阻力增大,導(dǎo)致沿程壓降增大.在環(huán)狀流階段,x迅速增大,液相工質(zhì)大量蒸干,氣液相流速差隨著G增大而明顯增大,使沿程壓降增大.

圖9 不同(a)入口過(guò)冷度和(b)質(zhì)量流率下HFE-7100 流動(dòng)沸騰沿程壓降隨干度的變化Fig.9.The variation of flow boiling heat transfer pressure drop of HFE-7100 with dryness under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

本文將文獻(xiàn)[30-33]提出的兩相壓降關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值與本實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如圖10 和表2 所列.使用平均絕對(duì)誤差(MAE)作為關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)能力的評(píng)估指標(biāo),δ 為平均絕對(duì)偏差在±30%以內(nèi)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)占總數(shù)據(jù)量的比例.可以看出,Lockhart 提出的關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)精度最高:MAE 為19.6%,偏差在±30%內(nèi)的數(shù) 據(jù)點(diǎn)超 過(guò)85%.同時(shí),實(shí)驗(yàn)結(jié)果 與4 個(gè)兩相壓降關(guān)聯(lián)式的偏差在±30%內(nèi)的數(shù)據(jù)點(diǎn)均超過(guò)60%,說(shuō)明平行微通道兩相壓降實(shí)驗(yàn)結(jié)果與兩相壓降關(guān)聯(lián)式計(jì)算數(shù)據(jù)相近,經(jīng)典關(guān)聯(lián)式能夠較好地驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)結(jié)果.

表2 兩相壓降關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Table 2.Comparison between the calculated results of the two-phase pressure drop correlation and the experimental results.

圖10 平行微通道兩相壓降實(shí)驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值對(duì)比Fig.10.Comparison of experimental results of two-phase pressure drop in the microchannel with predicted values from literature correlations.

4 結(jié)論

本文開(kāi)展了HFE-7100 在矩形平行微通道內(nèi)的流動(dòng)沸騰傳熱和兩相流動(dòng)特性實(shí)驗(yàn),研究了質(zhì)量流率、入口過(guò)冷度、有效熱流密度和干度的影響,并結(jié)合兩相流型對(duì)流動(dòng)沸騰傳熱現(xiàn)象進(jìn)行了分析,得到以下結(jié)論.

1) 與常規(guī)冷卻工質(zhì)去離子水不同,HFE-7100在較低的ΔTsub下就出現(xiàn)沸騰遲滯現(xiàn)象,這可能與其表面張力較低有關(guān).

2) ΔTsub和G的變化對(duì)單相傳熱的影響均很小,而增大ΔTsub和G會(huì)延緩ONB 的發(fā)生,且增大G還可明顯提高兩相區(qū)間的qeff.

3) 在兩相區(qū)間內(nèi),h在泡狀流階段達(dá)到峰值,當(dāng)兩相流型逐漸由泡狀流向塞狀流轉(zhuǎn)變,h減小,再由塞狀流轉(zhuǎn)變成環(huán)狀流,h則增大,最后在qeff接近CHF 時(shí),出現(xiàn)局部燒干狀態(tài),h急劇減小.

4) ΔTsub和G越大,兩相h越大,不同流型狀態(tài)下ΔTsub和G對(duì)h的影響程度不同:在塞狀流階段ΔTsub的影響較大,h值差別較大;而在環(huán)狀流階段G的影響較大,h值差別較大.

5) 單相壓降基本不受ΔTsub和G的影響.兩相壓降隨qeff的增大而增大.相同x不同ΔTsub下兩相壓降數(shù)值相近;相同x不同G下兩相壓降在泡狀流階段差距不大,而在塞狀流和環(huán)狀流階段會(huì)隨著x的增大,曲線出現(xiàn)明顯分離.

6) 將平行微通道內(nèi)兩相壓降實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)中4 個(gè)經(jīng)典關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比,得到平均絕對(duì)偏差在±30%內(nèi)的數(shù)據(jù)點(diǎn)占總數(shù)據(jù)量的比例均超過(guò)60%,其中Lockhart 提出的關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)精度最高,平均絕對(duì)偏差為19.6%.