低流量下陣列式微通道對流沸騰特性實驗研究

耑 銳 李紅兵 王 文 張 亮

(1上海宇航系統(tǒng)工程研究所 上海 201108)(2上海交通大學制冷與低溫工程研究所 上海 200240)

低流量下陣列式微通道對流沸騰特性實驗研究

耑 銳1李紅兵1王 文2張 亮1

(1上海宇航系統(tǒng)工程研究所 上海 201108)(2上海交通大學制冷與低溫工程研究所 上海 200240)

設計了陣列式微通道熱沉結構，進行了并R134a的沸騰流動換熱實驗。結果證明，在低干度區(qū)域由泡狀流/彈狀流/半環(huán)狀流主導，主導換熱機理為對流沸騰和蒸發(fā)，熱交換系數隨熱流密度顯著增加，隨質量流量增大而略有增加。在高干度區(qū)域攪拌流/束狀流主導沸騰流動，對流蒸發(fā)為主導換熱機理，換熱系數隨流量增大而增大。該結構可以在低流量下提前紊流轉捩；有效抑制壓力波動，減小進出口壓力差。實驗觀察發(fā)現攪拌流/束狀流型，氣液界面波失穩(wěn)導致液膜破碎和卷攜。液滴沉積會潤濕局部蒸干壁面。當熱流持續(xù)增大，液膜破碎并大量被卷攜入氣核后，壁面附著氣膜且無法被潤濕，形成反束狀流型時，觸發(fā)CHF。

微通道 沸騰換熱 臨界熱流 陣列結構 壓力波動 界面波

1 引 言

微通道內流動沸騰傳熱在國防，電子散熱和航天領域有重要應用價值，但仍存在一些關鍵技術問題。例如，微通道兩相流動換熱的不穩(wěn)定性，流量分配不均勻性和兩相壓降過大等。首先，兩相流動換熱不穩(wěn)定性是普遍關注的問題，通常表現為微通道進出口壓力、質量流量和通道壁溫的周期性波動。Qu和Mudawar[1]認為平行通道壓力降的不穩(wěn)定性，是通道內氣泡成核和系統(tǒng)可壓縮容積之間相互作用的結果，振幅較大。Mukherjee和Kandlikar[2]認為兩種因素導致兩相流動的返流，一種是彈狀氣泡沿通道長度方向的長速遠遠大于進口液體入流速度，因而相界面向進口移動。第二種是彈狀氣泡的高速成長在上游行成高的壓頭，導致液體返流。第一種可以通過增加液體流量消除，第二種通過設計進口限制減弱。Qu和Ho[3]進行了去離子水在橫截面尺寸為200×200 μm2，高度為670 μm的微針肋式通道內的流動沸騰實驗。和平行微通道熱沉相比，微針肋式微通道熱沉進口壓力的波動明顯減弱。盡管兩種通道結構尺寸有差異，試驗結果還是證明微針肋熱沉沸騰流動穩(wěn)定性好于平行通道。Krishnamurthy和Peles[4]設計了250 μm高，直徑100 μm 微針肋式通道，并考慮了進口限制，進行了水的流動沸騰實驗。結果表明進口限制避免了流動不穩(wěn)定性。

實驗觀察認為對于飽和沸騰環(huán)狀流，有兩種壁面蒸干機理會觸發(fā)臨界熱流[5]。第一種蒸干機理，環(huán)狀流液膜蒸干，氣相接觸壁面，熱交換系數迅速下降，壁溫迅速升高。此類情況通常是在低流量下，干度x=1時觸發(fā)CHF。另一類蒸干機理是環(huán)狀流氣核內氣相剪切力克服表面張力，導致氣液界面波失穩(wěn)，將液膜從壁面移走，觸發(fā)CHF。例如，Zhang 和 Mudawar[6]述了界面波的不穩(wěn)定性導致小通道內壁面蒸干以及觸發(fā)CHF。Qu 和 Abel[7]分析了微針肋環(huán)狀流換熱，環(huán)狀流氣核中卷挾了大量液滴，使得壁面蒸干與再潤濕交替出現。Revellin[8]實驗觀察到環(huán)狀流氣液界面波動失穩(wěn)，導致液膜破裂和壁面局部蒸干，標志著CHF的出現。Revellin 和 Thome[5]針對實驗觀察分析認為，對于高熱流高流量下的環(huán)狀流，如果界面波波高大于液膜厚度，界面波谷接觸到壁面，會出現壁面蒸干現象。此時平均液膜厚度仍然大于0，且出口干度小于1，但是沸騰換熱已經達到CHF。

本研究通過實驗分析微通道陣列內R134a的流動沸騰換熱特性和流動穩(wěn)定性，發(fā)展微通道陣列內R134a在低流量下的流動沸騰換熱關聯(lián)式；探討低流量下陣列式微通道紊流的提前轉捩與對流沸騰的關聯(lián)性；揭示陣列微通道對流沸騰條件下蒸干型臨界熱流的形成機理。為微通道熱沉的工程應用提供設計參考。

2 實驗系統(tǒng)

微通道換熱器主要3大部件如圖1所示。主要包括有機玻璃蓋板， PEEK(聚醚醚酮)微通道換熱板(R134a通道)和POM(聚甲醛)循環(huán)水槽道底座(去離子循環(huán)水流入)。如圖2所示，實驗系統(tǒng)包括制冷劑循環(huán)系統(tǒng)，去離子水循環(huán)系統(tǒng)和數據采集系統(tǒng)。制冷劑循環(huán)系統(tǒng)主要由恒溫槽，制冷劑提供罐、回收罐、過濾器、流量計、壓力傳感器、溫度傳感器、溫控器、電加熱預熱段、微通道蒸發(fā)器和調節(jié)閥組成。去離子水循環(huán)系統(tǒng)主要包括恒溫槽、控制閥門、量筒、秒表及連接管路等設備。數據采集系統(tǒng)包括計算機數據采集軟件、數據采集儀和各種傳感器，可直接測量的參數包括溫度、壓力和質量流量等。

圖1 微通道換熱器結構圖Fig.1 Configuration of micro-channel heat sink

圖2 微通道流動沸騰換熱實驗系統(tǒng)Fig.2 Test Setup of micro-channel flow boiling heat transfer

實驗在進行時，將漏熱控制在較低水平是實現實驗可靠性的關鍵之一。實驗數據表明去離子水側和R134a側能量基本平衡，兩側熱量測量的最大誤差小于5% ，這就達到了熱平衡的目的。

3 結果討論

3.1 沸騰流型和沸騰曲線

圖3(a)顯示微通道核沸騰中氣泡的成長與流動，流動穩(wěn)定。圖3(b)中,隨著熱流增大，流型由泡狀流/受限彈狀流轉變?yōu)榘氕h(huán)狀流。由于液橋作用力在氣液相界面穩(wěn)定中起到顯著穩(wěn)定作用，液膜并未受慣性力和氣相剪切力影響而出現波動，此時半環(huán)狀流動較為穩(wěn)定。圖3(c)中，隨著熱流持續(xù)增大，環(huán)狀流氣核內氣相流速明顯增大，此時氣相剪切力克服表面張力和壁面粘附力，擾動氣液相界面，使得液膜波動增強，紊流轉捩特征明顯。圖中可以看到，部分液膜被氣相卷攜并脫離壁面，然后，由于肋根壁黏附效應，卷攜入氣核的液滴再次沉積于肋壁的周圍形成液膜，因而，環(huán)狀流轉變成束狀流/攪拌流。最后，當熱流進一步增大后，更多液膜被氣相卷入氣核，壁面出現局部蒸干并且不能再潤濕，換熱惡化。

圖3 沸騰流型G=23 kg/m2 s, Tin=13. 5 ℃, Pin,m=683 405 PaFig.3 Flow pattern G=23 kg/m2s, Tin=13. 5 ℃, Pin,m=683 405 Pa

表1顯示了氣核流動剪切應變率對加長氣泡尺寸的影響。氣相剪切應變率隨著熱流量的增大而增加，導致氣液相界面受到的剪切力增大。此時，環(huán)狀氣泡液膜波動，氣核頸縮現象出現，頸部斷裂，液滴被卷入氣核。因此，氣液環(huán)狀液膜的波動振幅隨著剪切力的增大而增加，界面波失穩(wěn)之后，液膜破碎，氣液摻混，形成攪拌流/束狀流/環(huán)狀流交替流型。表1的數據驗證了圖3的實驗觀察結果。

表1 應變率對氣泡尺寸的作用Table 1 Effects of strain rates on bubble sizes

圖4顯示不同進口過冷度下沸騰曲線。在單相區(qū)域，壁面過余溫度等于壁溫減去流體平均溫度；在兩相流動區(qū)域，壁面過余溫度就等于過熱度。沸騰曲線斜率在ONB觸發(fā)之后增大。由于單相流動平均流體溫度低于飽和溫度，所以ONB觸發(fā)之后會出現壁面過余溫度的降低。高熱流密度區(qū)域由束狀流和攪拌流主導。在束狀流和攪拌流區(qū)域，當熱流增大到一定值后，壁面蒸干區(qū)域增多，出現層狀或者團狀氣膜附著于壁面，并且氣膜區(qū)域無法被液滴再潤濕，此時壁溫迅速升高，換熱惡化，標志著蒸干型CHF的出現。此時為典型的反環(huán)狀流和束狀流型，壁面氣膜形成的周期性界面波動中，主流區(qū)液滴無法接觸到壁面，氣液界面波波谷脫離壁面，壁溫迅速升高，觸發(fā)CHF。

圖4 沸騰曲線G=33 kg/m2sFig.4 Boiling curve: G=33 kg/m2s

3.2 沸騰換熱系數和壓力波動

圖5為沸騰換熱系數隨出口干度的變化關系。在低干度區(qū)域，對流沸騰和蒸發(fā)主導換熱，兩相換熱系數隨干度增加而增大。如圖3a所示，該區(qū)域由泡狀流/彈狀流主導，氣泡成核與成長主要受熱流控制，略微受質量流量影響。在高干度下，熱交換由對流蒸發(fā)主導，熱交換系數隨干度變化達到峰值之后開始下降，換熱系數不依賴于熱流而適度依賴于質量流量。如圖4c所示，高干度區(qū)域由束狀流/攪拌流主導，液膜被氣相卷攜脫離壁面后在沉積潤濕壁面，因而該區(qū)域由對流蒸發(fā)主導兩相換熱。因此，根據沸騰換熱特性將陣列式為通道內沸騰流動分為兩個區(qū)域：低干度下的對流沸騰和蒸發(fā)區(qū)域，以及高干度下的對流蒸發(fā)區(qū)域，如圖5所示。

圖5 換熱系數隨干度變化趨勢Fig.5 Distribution shape of heat transfer coefficient versus vapor quality

由圖3—5可以看出，陣列式微通道內沸騰流型以環(huán)狀流，束狀流/攪拌流主導，而泡狀流/彈狀流僅占據較小的低干度區(qū)域。同時，也可以總結出壁面蒸干機理：由于高熱流密度下氣核速度增大，氣液相界面剪切力很大，導致氣液界面波失穩(wěn)，液膜斷裂并部分卷入氣核，壁面蒸干，觸發(fā)CHF。此時平均液膜厚度仍然大于0，且出口干度小于1。這在文獻[6-8]的實驗中也得到驗證。

針對低質量流量下微通道陣列式熱沉，本文針對兩種區(qū)域提出兩種不同關聯(lián)式來預測換熱系數。對于對流沸騰和蒸發(fā)區(qū)域，引入Lockhart Martinelli(φL)摩擦因子，Weber數(We)和Boiling數(Bl)，考慮熱流、慣性力和表面張力作用。

(1)

其中:

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

在對流蒸發(fā)區(qū)域，關聯(lián)式為：

(7)

(8)

式中：Bl為Weber數；Dch為當量直徑，m；G為質量流量，kg/s；Hsp為單相換熱系數，(W/m2K)；Htp為兩相換熱系數，(W/m2K)；kf為導熱系數，W/m K；Pr為普朗特數；q為熱流，(W/cm2)；Re為Reynolds數；We為Boiling數；xe為出口干度；Xvv為Martinelli參數；φl為 Lockhart-Martinelli摩擦因子；μ為動力黏度，kg /ms ；ρ為密度，(kg/m3)；σ為表面張力系數；v為運動粘度，m2/s。

新的關聯(lián)式和實驗數據對比結果，對流沸騰和蒸發(fā)區(qū)MAE=0.077，對流沸騰區(qū)MAE=0.109。

圖6顯示了不同流型下進出口壓力的波動。圖6(a)顯示彈狀流/半環(huán)狀流區(qū)域，壓力的脈動呈現短周期特性。圖6(b)顯示進入攪拌流/束狀流區(qū)域，而由于可壓縮容積的增大，壓力脈動出現長周期特性。相對于平行通道沸騰換熱流動，本文中陣列式微通道進出口壓降有明顯減小，并且壓力波動振幅較低。

圖6 微通道進出口壓力波動Fig.6 Pressure fluctuations at inlet and outlet of micro-channels

4 小 結

針對陣列式微通道熱沉，進行了R134a的低質量流量沸騰流動實驗。微通道0.5 mm寬，0.15 mm深。肋尺寸1.5 mm寬，0.15 mm深，3.5 mm長。質量流量范圍為10—35 kg/m2s，進口過冷度為1—16 ℃，進口壓力為0.39—0.83 MPa。

在低干度區(qū)域由泡狀流/彈狀流/半環(huán)狀流主導，主導換熱機理為對流沸騰和蒸發(fā)，熱交換系數隨熱流密度顯著增加，隨質量流量增大而略有增加。進口高過冷度提高了熱交換率。在高干度區(qū)域環(huán)狀流/攪拌流/束狀流主導沸騰流動，對流蒸發(fā)為主導換熱機理，換熱系數獨立于熱流，隨干度增加而下降，并隨流量增大而增大。

實驗結果證明，當環(huán)狀流氣核速度較大時，氣液相界面剪切力克服張力和壁面粘附力，導致氣液界面波失穩(wěn)，使得壁面液膜破碎成液滴，并被氣相卷挾進入氣核，形成環(huán)狀流/束狀流；隨后，氣核內的液滴沉積在壁面，可以再次潤濕蒸干區(qū)域，因此，對流蒸發(fā)主導高干度區(qū)域換熱。此外，臨界熱流與氣液界面波的不穩(wěn)定性密切相關。高熱流密度下氣相高剪切力導致界面波失穩(wěn)后，液膜破碎并大量脫離壁面，當壁面局部蒸干增多且無法被再次潤濕時，壁面附著層狀或者團狀氣膜，壁溫迅速升高，預示蒸干型臨界熱流CHF出現。因此，高熱流下氣液界面波動失穩(wěn)，壁面附著氣膜且無法被潤濕，形成反束狀流型時，觸發(fā)了CHF。

實驗結果表明，陣列式微通道結構在低流量下可以導致紊流提前轉捩，以對流沸騰和蒸發(fā)主導沸騰換熱機理；可有效抑制壓力波動，減小進出口壓力差。

1 Qu W A, Mudawar I. Transport phenomena in two-phase micro-channel heat sinks [J]. Journal of Electronic Packaging,2004,126(2):135-147.

2 Mukherjee A, Kandlikar S G. The effect of inlet constriction on bubble growth during flow boiling in micro-channels [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer. 2009,52: 5204-5212.

3 Qu W L, Abel S H. Measurement and prediction of pressure drop in a two-phase micro-pin-fin heat sink [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2009,52: 5173-5184.

4 Krishnamurthy S, Peles Y. Flow boiling of water in a circular staggered micro-pin-fin heat sink [J]. Int. J. Heat Mass Transfer, 2008,51 (5-6) : 1349-1364.

5 Rémi Revellin, John R Thome. A theoretical model for the prediction of the critical heat flux in heated microchannels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer,2008,51: 1216-1225.

6 Hui Zhang, Issam Mudawar, Mohammad M Hasan. Experimental assessment of the effects of body force, surface tension force, and inertia on flow boiling CHF[J]. International Journal of Heat Mass Transfer, 2002, 45: 4079-4095.

7 Qu W L, Abel S H. Experimental study of saturated flow boiling heat transfer in an array of staggered micro-pin-fins[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2009,52: 1853-1863.

8 Revellin R. Experimental two-phase fluid flow in microchannels[D]. Ecole polytechnique Fédérale de Lausanne, 2005.

《低溫工程》編輯部邀請美國低溫專家開展學術交流活動

2016年6月7日，《低溫工程》編輯部特邀國際著名低溫學專家、美國威斯康辛大學教授、我刊外籍編委約翰 M．弗頓豪威爾(John M. Pfotenhauer)到我刊主辦單位北京航天試驗技術研究所開展學術交流活動。約翰教授為北京航天試驗技術研究所科研人員做了主題為《美國威斯康辛大學麥迪遜分校低溫學術研究活動》的學術報告，重點介紹了美國威斯康辛大學麥迪遜分校目前正在承擔及開展的制冷、超導實驗、低溫介質儲存、低溫醫(yī)學等學術及工程研究項目，以及該校低溫學術研究團隊在傳熱學、熱力學領域的最新創(chuàng)新研究情況。北京航天試驗技術研究所40多名科研人員到場聆聽了學術報告，并就低溫領域學術問題與約翰教授進行了現場交流。

北京航天試驗技術研究所常務副所長、《低溫工程》主編楊思鋒主持了學術報告會，并在報告會前與約翰教授進行了會談，雙方就今后進一步加強學術交流與合作，以及促進《低溫工程》期刊國際化等工作進行了深入探討。

約翰 M．弗頓豪威爾教授為美國俄勒岡大學物理系博士，其任職的美國威斯康星大學有著超過150年的歷史，是美國最頂尖的三所公立大學之一，也是美國最頂尖的十所研究型大學之一。作為國際著名的超導及低溫應用專家，約翰教授在低溫制冷機的研究和應用領域取得過很多突出成績，享有較高聲譽。他現任美國低溫協(xié)會委員會委員、美國低溫工程大會理事會成員、Cryogenics期刊國際編輯顧問委員會委員、美國低溫學會期刊ColdFacts編委，2016年1月被我刊正式聘任為首位外籍編委。

(文/王克軍，攝/葉莉)

Experimental study of convective boiling characteristics at low mass flow rates in a micro-channel array heat sink

Zhuan Rui1Li Hongbing1Wang Wen2Zhang Liang1

(1Aerospace System Engineering Shanghai, Shanghai 201108, China)(2Refrigeration and Hypothermia Institute of Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

An array structure was used in micro-channel heat sink design and the boiling flow experiments of R134a were conducted. The test results demonstrat that at low vapor qualities, the flow patterns were bubbly/slug/semi-annular flow, where the boiling flow was dominated by convective boiling and evaporation; the heat transfer coefficients increased significantly with the heat flux and slightly rose with the mass flow rates. At the high vapor qualities, the flow patterns were wispy/churn flow, where the boiling flow was dominated by convective evaporation and the heat transfer coefficients increased with the mass flow rates. This array structure could advance the transition from laminar to turbulent flow, depress the pressure fluctuations and decrease the pressure drop. In churn/wispy flow, the instability of vapor-liquid interfacial wave caused the liquid film breakup and entrainment; the liquid drops deposit at the wall could rewet the dry-out region. When the heat flux increased enough, a lot of breakup liquid film was entrained into the vapor core, the vapor blankets covered the wall and the dry-out region could not be rewetted; therefore the reverse wispy flow appeared, which initiated the CHF.

micro-channel; boiling heat transfer; critical heat flux; array structure; pressure fluctuation; interfacial wave

2016-03-24；

2016-06-06

國家自然科學基金青年基金的資助(資助號：51206110)。

耑 銳，女，44歲，博士，高級工程師。

TB66

A

1000-6516(2016)03-0035-06