微柱群通道流動沸騰兩相摩擦壓降特性研究

郭保倉，杜保周，劉志剛，孔令健，呂明明，李慧君

(1.山東省科學(xué)院流動與強化傳熱重點實驗室，山東省科學(xué)院能源研究所，山東 濟南 250014；2.華北電力大學(xué)能源機械與動力工程學(xué)院，河北 保定 071003)

【能源與動力】

微柱群通道流動沸騰兩相摩擦壓降特性研究

郭保倉1,2，杜保周1,2，劉志剛1*，孔令健1，呂明明1，李慧君2

(1.山東省科學(xué)院流動與強化傳熱重點實驗室，山東省科學(xué)院能源研究所，山東 濟南 250014；2.華北電力大學(xué)能源機械與動力工程學(xué)院，河北 保定 071003)

為探究微柱群通道流動沸騰兩相摩擦壓降的影響因素，對高度和直徑均為500 mm的微圓柱組成的叉排微柱群通道進行了實驗研究，并借助高速攝像儀對通道內(nèi)不同加熱功率的氣液兩相流型進行了記錄分析。實驗中質(zhì)量流速范圍341～598.3 kg·m-2·s-1，熱流密度范圍20～160 W·cm-2，工質(zhì)出口干度范圍0～0.2。實驗結(jié)果表明，兩相摩擦壓降隨著質(zhì)量流速的增大而增大，隨著熱流密度的增大呈線性增長；工質(zhì)進口過冷度對兩相摩擦的影響隨著出口干度的升高逐漸減弱。通過可視化研究發(fā)現(xiàn)，隨著熱流密度的增大，微通道內(nèi)流動沸騰的流型變化依次為泡狀流、環(huán)狀流，環(huán)狀流區(qū)兩相摩擦壓降明顯高于泡狀流區(qū)。

微通道；流動沸騰；兩相流；可視化；兩相摩擦壓降

微通道沸騰換熱因汽化潛熱的釋放而具有較大的熱傳遞能力，作為一種高效微型散熱結(jié)構(gòu)，具有面體比大、傳熱系數(shù)高等優(yōu)點，近年來受到研究者的廣泛關(guān)注[1-6]。然而，此過程中產(chǎn)生的相變摩擦壓降耗費電源功率、增大成本，成為制約微通道發(fā)展的一項重要因素。因此，對微通道相變摩擦壓降的研究顯得至關(guān)重要[7-9]。

Markal等[10]以去離子水為工質(zhì)在水力直徑為150 mm的正方形硅微通道內(nèi)進行了沸騰換熱和壓降特性實驗研究，通過壓降波動來分析傳熱系數(shù)的變化規(guī)律。Huang等[11]采用R1233zd(E)為工質(zhì)，在長、寬和高均為10 mm的并排平行矩形硅微通道內(nèi)進行了壓降特性和可視化研究，建立了新的氣液兩相壓降模型預(yù)測流體局部溫度。羅小平等[12]探討了微通道表面能對兩相流動沸騰傳熱及壓降特性的影響，實驗結(jié)果表明， 表面能的改變不會對各壓降所占比例造成大的影響，但會影響兩相摩擦壓降；減小表面能會增大單位長度兩相摩擦壓降，實驗中的增大率達到5.1%和12.7%。周建陽等[13]探究了納米粒子濃度對納米流體制冷劑在微細通道中流動沸騰氣液兩相壓降的影響，結(jié)果表明，氣液兩相壓降隨納米流體制冷劑粒子濃度的增加而減少，不同質(zhì)量分數(shù)的納米流體制冷劑流動沸騰氣液兩相壓降降低5.5%～32.6%，并基于對Qu等[14-15]的關(guān)聯(lián)式進行修正，使85%的實驗數(shù)據(jù)誤差在±15%范圍之內(nèi)。Keepaiboon等[16]以R134a為工質(zhì)對矩形銅微通道進行了流動沸騰壓降特性研究，結(jié)果表明通道總壓降主要由摩擦壓降組成且隨著質(zhì)量流速的增加而增加。Falsetti等[17]在微通道進口處安放前置肋片分析了穩(wěn)定和不穩(wěn)定流動對壓降的影響，認為在穩(wěn)定流動中質(zhì)量流量對通道壓降影響不大。劉波等[18]運用化學(xué)拋光處理手段改變壁面粗糙度來研究微通道壁面粗糙度對兩相流摩擦壓降的影響情況，結(jié)果表明，實驗工況相同時，兩相流摩擦壓降隨著微通道壁面粗糙度的增大而增大；納米流體為工質(zhì)時，兩相流摩擦壓降高于去離子水為工質(zhì)時，高熱流密度下差異更為明顯。Law等[19]研究了微肋陣不同縱向間距對微通道壓降的影響規(guī)律，結(jié)果表明微通道壓降隨著縱向間距的增大而增大。Wan等[20]對比了微肋陣不同截面形狀對沸騰壓降的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)菱形肋片表現(xiàn)的壓降最小，流線形肋片壓降最大。

由上述文獻可知，微通道尺寸大小、表面粗糙度、工質(zhì)濃度和質(zhì)量流量都會影響通道內(nèi)沸騰摩擦壓降。目前，在微肋陣領(lǐng)域關(guān)于沸騰摩擦壓降影響因素的分析缺乏系統(tǒng)研究，肋片截面形狀、不同間隙比以及排列方式都會對沸騰摩擦壓降產(chǎn)生很大影響。因此，本文對高度和直徑均為500 mm的微圓柱組成的叉排微柱群進行了實驗研究，探索了圓形截面微肋陣對流動沸騰摩擦壓降的影響規(guī)律。并采用高速攝像機對沸騰過程氣泡流型進行拍攝，把實驗數(shù)據(jù)與可視化結(jié)果相結(jié)合，對微肋陣通道流動沸騰壓降損失機理進行深入分析。

1 實驗裝置及步驟

實驗系統(tǒng)如圖1所示。實驗回路由一個開放的管路系統(tǒng)組成，動力源由高壓氮氣瓶驅(qū)動，在氮氣瓶與儲液罐之間連有氣體過濾器三聯(lián)件來過濾氮氣中的灰塵等微細雜質(zhì)，其過濾精細度分別為20 mm、5 mm及1 mm。儲液罐前裝有精細調(diào)壓閥(精確到10 Pa)來調(diào)節(jié)管路系統(tǒng)中的壓力，工質(zhì)在儲液罐中經(jīng)氮氣驅(qū)動流經(jīng)微流量計(EH8031A，精度0.01%)，進入微柱群實驗通道，最后流入量筒內(nèi)。實驗段前裝有預(yù)熱器，可對工質(zhì)進行預(yù)熱來達到工質(zhì)進口不同溫度的要求。在進出口上端采用差壓變送器(精度0.1%)對壓差進行測量，實驗段下方裝有精度為0.15 ℃的T型熱電偶對加熱溫度進行監(jiān)測。

本實驗所用加熱段如圖2所示。在紫銅柱上部通過精密機械雕刻機(YF-DA7060)雕刻出微柱群通道，在底部均勻銑出九個柱狀加熱孔，通過直流加熱棒對實驗段進行加熱。在加熱部分與微通道連接部分等距離鉆出上下兩排共10個直徑為0.6 mm，深為2.5 mm的小圓孔，用以布置T型熱電偶測量加熱溫度。為方便沸騰時對通道內(nèi)氣液流型進行拍攝，通道上方采用有機透明玻璃片覆蓋，并涂以704硅膠與實驗段進行粘合。肋片高度H和直徑D均為0.5 mm，間距S3=0.8 mm，S4=S5=1.2 mm。實驗段通道尺寸長度L=40 mm，寬度W=5.8 mm，如圖3所示。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic of experimental system

圖2 實驗段及加熱部分示意圖Fig.2 Schematic of the experimental section and the heating element

圖3 實驗段實物照片F(xiàn)ig.3 Photos of the experimental sections

通過直流穩(wěn)壓電源(芯馳SDC36100S)對加熱棒進行加熱控制，對流體進行緩慢加熱。通過監(jiān)測實驗段下方熱電偶讀數(shù)來判定通道內(nèi)流體沸騰狀態(tài)。在電源加熱功率改變后，需在采集數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，利用數(shù)據(jù)采集軟件對此時數(shù)據(jù)進行采集，并通過實驗段上方高速攝像儀對通道內(nèi)氣液流型進行可視化拍攝。由于實驗段通道尺寸較小，當(dāng)熱流密度較大時通道內(nèi)沸騰發(fā)生劇烈。在出口端上方專門設(shè)有排氣孔，以防止微通道出口沸騰產(chǎn)生的氣體聚集對通道內(nèi)液體產(chǎn)生波動導(dǎo)致流動沸騰不穩(wěn)定。

2 數(shù)據(jù)處理及誤差分析

2.1 數(shù)據(jù)處理

微通道尺寸較小，工質(zhì)流速較快，沸騰時通道中的氣液兩相流不能均勻混合，而分相流動模型假設(shè)氣液流動時完全分開，不考慮實際流體中兩相的相互作用力，適用于微通道內(nèi)不同流型壓降研究。因此，采用分相流動模型[21]計算兩相摩擦壓降。實驗采用差壓變送器測得的進出口總壓降ΔPtot[22-23]包括4部分：進口突縮ΔPin、出口突擴壓降ΔPout、流體單相段壓降ΔPsp和氣液兩相段壓降ΔPtp即：

ΔPtot=ΔPin+ΔPout+ΔPsp+ΔPtp。

(1)

實驗進口段由于通道突縮和摩擦造成壓力損失為[24]：

(2)

其中，Kin為進口突縮系數(shù)；ρl為工質(zhì)液態(tài)時的密度，kg·m-3；uin為流體流速，m·s-1。

實驗出口段由于通道突擴造成壓力損失為[24]：

(3)

其中，Kout為進口突擴系數(shù)；Gout為出口質(zhì)量流量，kg·m-2·s-1；Xout為出口蒸氣干度；ρg為工質(zhì)氣態(tài)時的密度，kg·m-3。

流體單相段的壓降損失由單相重力壓降ΔPsp,g和單相摩擦壓降ΔPsp,f組成：

(4)

fsp=0.079Re-0.25，2 000

(5)

(6)

其中，Lsp為通道內(nèi)流體的單相段長度，m；Dh為通道的當(dāng)量直徑，m；fsp為單相摩擦壓降系數(shù)；雷諾數(shù)Re按照液體參數(shù)計算；ml為液體的動力粘度，Pa·s。

氣液兩相摩擦壓降包括兩相加速壓降ΔPtp,a、兩相重力壓降ΔPtp,g和兩相摩擦壓降ΔPtp,f：

ΔPtp=ΔPtp,a+ΔPtp,g+ΔPtp,f。

(7)

兩相加速壓降ΔPtp,a由下式計算為[24]：

(8)

(9)

(10)

其中，αout為工質(zhì)在出口處的空泡份額；Xout為工質(zhì)出口干度；m為質(zhì)量流量，kg·h-1；Tsat為工質(zhì)飽和溫度，℃。

兩相重力壓降ΔPtp,a由下式得出[24]：

(11)

其中，Ltp為通道中兩相段的長度，m。

綜合式(1)～(8)，兩相摩擦壓降ΔPtp,f可由下式計算：

ΔPtp,f=ΔPtot-ΔPin-ΔPout-ΔPsp-ΔPtp,a-ΔPtp,g，

(12)

2.2 誤差分析

本實驗由于測量和計算數(shù)據(jù)較多，有必要對實驗數(shù)據(jù)進行誤差分析。主要測量儀器的精度為：熱電偶精度±0.15 ℃(測量小于200 ℃)；微肋陣及微通道尺寸由機加工所用雕刻機(YF-DA7060)精度決定，其加工精度為±0.5 mm，因此其各尺寸誤差在±0.2%以內(nèi)。進出口壓力Ptot、質(zhì)量流速G、加熱功率Q等測量誤差和工質(zhì)出口干度X、有效熱流密度qeff、不同壓降ΔP等間接計算數(shù)據(jù)，根據(jù)誤差傳遞原理，按文獻[24]中分析方法計算得到最大相對誤差，見表1。

表1 實驗誤差

3 實驗結(jié)果

實驗系統(tǒng)壓力為一個標準大氣壓，工質(zhì)入口溫度為80 ℃，質(zhì)量流速范圍341～598.3 kg·m-2·s-1，熱流密度范圍20～160 W·cm-2，干度范圍為0～0.2的條件下進行流動沸騰換熱實驗。在實驗段進出口采用差壓變送器Rosemount 3051CD對進出口壓差進行測量，并采用500萬像素尼康 DS-Fi2 CCD相機對微柱群通道內(nèi)不同熱流密度下飽和沸騰時的氣液兩相流型進行拍攝(分辨率達2560×1920像素)，結(jié)果如圖4所示。

圖4 微柱群氣泡及流型變化過程Fig. 4 Flow behaviors in circular micro pin fins

當(dāng)qeff=20 W·cm-2時，在微圓柱根部及柱間等溫度較高的地方，形成體積較小、孤立的氣泡，摻雜在流體中與液體和壁面不斷進行摩擦，此時的摩擦壓降占兩相壓降的主要部分，如圖4a所示。當(dāng)熱流密度達到30 W·cm-2時，氣泡體積變大，如圖4b所示。隨著熱流密度繼續(xù)增大，汽泡不斷生長，與周圍小氣泡聚結(jié)合成大氣泡，較大的汽泡受流體動力粘度和氣泡與微肋片之間的拖曳力影響粘留在微柱群間，增大了流動阻力，如圖4c所示。

當(dāng)qeff=50 W·cm-2時，由于微柱群通道尺寸較小，產(chǎn)生強烈的氣泡限制效應(yīng)，氣泡被限制沿通道橫向生長，增大了與傳熱表面的粘滯力和接觸面積，阻礙了流體的流動，導(dǎo)致摩擦壓降升高，如圖4d所示。隨著熱流密度進一步升高，因氣泡受通道擠壓呈環(huán)形形狀稱為環(huán)狀流[23]，環(huán)狀流體積占領(lǐng)通道的絕大部分，環(huán)狀流的存在使流體繞流圓柱的流線加長，曲折的流線增大了流體與壁面和氣泡之間的摩擦，如圖4e所示。

當(dāng)qeff=80 W·cm-2時，工質(zhì)動力粘度降低，氣液兩相流速增大，氣泡生長速率加快，同時，由于流體快速沖刷，氣泡與氣泡、氣泡與液體和氣泡與肋片之間的摩擦也會加劇，在圓柱周圍形成一層汽膜，壁面通過對流換熱方式把熱量傳給液體，如圖4f所示。

隨著熱流密度進一步增大，工質(zhì)熱物性發(fā)生變化，表面張力減小，氣泡浮升力和拖曳力升高，增大了氣泡與壁面之間的摩擦，微通道沸騰充分發(fā)展為膜態(tài)沸騰，微柱群間的汽化核心完全被激活，產(chǎn)生的氣泡覆蓋整個換熱面，如圖4g所示。當(dāng)熱流密度為110 W·cm-2時，已完全看不到液體存在，微通道中的摩擦壓降主要以氣體與肋片之間為主，此時摩擦壓降最大，蒸汽干度也達到最大，如圖4h所示。

4 影響流動沸騰兩相摩擦壓降特性因素分析

4.1 質(zhì)量流速對兩相摩擦壓降的影響

圖5和圖6分別給出了兩相摩擦壓降與質(zhì)量流速和熱流密度之間的關(guān)系。

圖5 兩相摩擦壓降隨質(zhì)量流速變化Fig. 5 Changes of pressure drop with mass flux

圖6 兩相摩擦壓降隨熱流密度變化Fig. 6 Changes of pressure drop with heat flux

在同一熱流密度下，兩相摩擦壓降隨著質(zhì)量流速增加而增大，如圖5所示。這是因為微通道中肋片的存在大大增加了壁面與液體之間的換熱面積和汽化核心的數(shù)量，但也增加了工質(zhì)流動的阻力。質(zhì)量流速增加會增大氣液兩相的流速，氣泡脫離壁面的頻率隨流速的增大而加快，使氣泡與肋片不斷碰撞擠壓增大流動摩擦壓降；同時受微圓柱形狀和排列方式的影響，工質(zhì)流經(jīng)微圓柱肋片時會在肋片尾部產(chǎn)生尾渦，且質(zhì)量流速越大尾渦區(qū)域越大，尾渦區(qū)的存在增大了液體與壁面之間的擾動，進而增加了摩擦壓降。

在4種不同質(zhì)量流速下，兩相摩擦壓降均隨著熱流密度呈線性增長，低質(zhì)量流速時的線性增長斜率稍大一些，但高質(zhì)量流速下的摩擦壓降始終高于低質(zhì)量流速，如圖6所示。在熱流密度40～90 W·cm-2范圍內(nèi)，氣液兩相區(qū)的長度隨熱流密度增大逐漸變長，氣泡產(chǎn)生的頻率和速度增大，受通道尺寸限制效應(yīng)，氣泡合并后開始橫向生長，在肋片之間形成體積較大的環(huán)狀流導(dǎo)致壓降增大，如圖4d所示。當(dāng)熱流密度高于90 W·cm-2時，過高的熱流密度導(dǎo)致液體的拖曳力變大，此時沸騰發(fā)展為膜態(tài)沸騰，在肋片周圍形成一層氣膜，氣膜粘附在壁面上與流體產(chǎn)生摩擦使兩相摩擦壓降進一步增大，如圖4f所示。質(zhì)量流速較低時，環(huán)狀流容易粘留在微肋片之間阻礙流體流動，導(dǎo)致低質(zhì)量流速時兩相摩擦壓降比高質(zhì)量流速時增大較快。

4.2 出口干度和工質(zhì)過冷度對兩相摩擦壓降的影響

圖7給出了4種不同質(zhì)量流速下，兩相摩擦壓降與出口蒸汽干度之間的關(guān)系。兩相摩擦壓降隨著出口蒸汽干度的升高而增大，質(zhì)量流速對摩擦壓降的影響也逐漸增大。低干度時，微通道內(nèi)氣液流型主要以泡狀流為主，由于體積較小，與流體混合后產(chǎn)生的摩擦也較小。隨著工質(zhì)出口干度升高，通道中的氣相含量升高，氣泡體積也隨著熱流密度增加而增大，氣泡與流體和氣泡與壁面之間的摩擦也會增大。受微圓柱形狀影響，在迎流區(qū)流體流速較大、壁面邊界層較薄、溫度較高，容易產(chǎn)生氣泡，受流體黏性力作用，氣泡被來流沖刷在圓柱尾部形成細長氣泡，與液體之間產(chǎn)生摩擦碰撞。

在不同進口過冷度條件下，兩相摩擦壓降與干度之間的變化關(guān)系，如圖8所示。在低干度區(qū)，過冷度越大，摩擦壓降也越大；隨著干度升高，由過冷度帶來的壓降影響減弱。這是因為在低干度區(qū)，流體進口溫度未達到飽和溫度，具有一定過冷度容易發(fā)生過冷沸騰。過冷沸騰產(chǎn)生的氣泡平均直徑較小，不足以被主流液體帶走，附著在壁面上的小氣泡被流體沖刷沿壁面進行滑移，進一步增大了氣泡與壁面和氣泡與流體之間的摩擦。隨著熱流密度增大，蒸汽干度不斷升高，工質(zhì)在微通道內(nèi)充分發(fā)展為飽和沸騰，工質(zhì)熱物性狀態(tài)趨于一致，導(dǎo)致過冷度對摩擦壓降影響減弱。

圖7 兩相摩擦壓降隨蒸汽干度變化Fig. 7 Changes of pressure drop with vapor quality

圖8 兩相摩擦壓降隨過冷度變化Fig. 8 Changes of pressure drop with subcooling

5 結(jié)論

對微柱群通道進行了流動沸騰壓降特性實驗研究，利用可視化系統(tǒng)得到了微通道內(nèi)流動沸騰的氣液兩相流型，分析了質(zhì)量流速、熱流密度、出口蒸汽干度和工質(zhì)進口過冷度分別對兩相摩擦壓降的影響規(guī)律，將實驗結(jié)果和氣泡流型進行綜合對比分析，得到以下結(jié)論：

(1)微柱群通道流動沸騰氣泡流型隨著熱流密度增大依次為泡狀流、環(huán)狀流，環(huán)狀流區(qū)摩擦壓降明顯高于泡狀流區(qū)。氣液流型不同，兩相摩擦壓降損失機理也不相同。

(2)受微圓柱形狀和排列方式影響，兩相摩擦壓降隨著質(zhì)量流速的增大而增大，隨著熱流密度呈線性增長。當(dāng)熱流密度達到90 W·cm-2時，工質(zhì)熱物性發(fā)生改變是導(dǎo)致兩相摩擦壓降增大的主要原因。

(3)過冷沸騰產(chǎn)生氣泡摩擦導(dǎo)致兩相摩擦壓降升高，且隨著工質(zhì)進口過冷度升高而增大；隨著干度升高，由過冷度帶來的摩擦壓降影響減弱。

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Experimentalstudyofflowboilingtwo-phasefrictionalpressuredropinanarrayofmicro-pin-fins

GUOBao-cang1,2,DUBao-zhou1,2,LIUZhi-gang1*,KONGLing-jian1,LüMing-ming1,LIHui-jun2

(1.KeyLaboratoryforFlow&EnhancedHeat,EnergyResearchInstitute，ShandongAcademyofSciences,Jinan250014,China; 2.SchoolofEnergyPowerandMechanicalEngineering，NorthChinaElectricPowerUniversity，Baoding071003,China)

∶To investigate the factors affecting the flow boiling two-phase frictional pressure drop in an array of micro-pin-fins, the experiments were carried out in micro pin fin heat sink having cylindrical fins with height of 500 mm and diameter of 500 mm, in which two-phase flow patterns with different heating powers were recorded and analyzed by the high speed camera. The experiment parameters were as follows: mass flux G=341～598.3 kg·m-2·s-1, heat fluxq=20～160 W·cm-2, vapor qualityx=0～0.2. The results showed that the two-phase frictional pressure drop increased with the mass flux and increased linearly with the heat flux. The influence of the fluid subcooled on the two-phase frictional pressure drop was weakened gradually with the increase in vapor quality. Based on the visual observations, the bubble flow and annular flow were observed in the micro pin fin heat sink with the increase of heat flux, and the two-phase frictional pressure drop in annular flow was obviously higher than that in bubble flow.

∶micro-pin-fins; flow boiling; two-phase flow; visualization; two-phase frictional pressure drop

10.3976/j.issn.1002-4026.2017.06.009

2017-08-16

山東省自然科學(xué)基金(ZR2016YL005)

郭保倉(1991—)，男，碩士研究生，研究方向為強化與換熱。

*通信作者，劉志剛。E-mail：zgliu9322@163.com

TK124

A

1002-4026(2017)06-0050-08