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.山東省科學院流動與強化傳熱重點實驗室，山東省科學院能源研究所，山東 濟南 250014；2.華北電力大學能源機械與動力工程學院，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.山東省科學院流動與強化傳熱重點實驗室，山東省科學院能源研究所，山東 濟南 250014；2.華北電力大學能源機械與動力工程學院，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不同加熱功率的氣液兩相流型進行了記錄分析。實驗中質量流速范圍341～598.3 kg·m-2·s-1，熱流密度范圍20～160 W·cm-2，工質出口干度范圍0～0.2。實驗結果表明，兩相摩擦壓降隨著質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。通過可視化研究發現，隨著熱流密度的增大，微通道內流動沸騰的流型變化依次為泡狀流、環狀流，環狀流區兩相摩擦壓降明顯高于泡狀流區。

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構，具有面體比大、傳熱系數高等優點，近年來受到研究者的廣泛關注[1-6]。然而，此過程中產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重要[7-9]。

Markal等[10]以去離子水為工質在水力直徑為150 mm的正方形硅微通道內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的變化規律。Huang等[11]采用R1233zd(E)為工質，在長、寬和高均為10 mm的并排平行矩形硅微通道內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，不同質量分數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]的關聯式進行修正，使85%的實驗數據誤差在±15%范圍之內。Keepaiboon等[16]以R134a為工質對矩形銅微通道進行了流動沸騰壓降特性研究，結果表明通道總壓降主要由摩擦壓降組成且隨著質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定和不穩定流動對壓降的影響，認為在穩定流動中質量流量對通道壓降影響不大。劉波等[18]運用化學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；納米流體為工質時，兩相流摩擦壓降高于去離子水為工質時，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律，結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律，發現菱形肋片表現的壓降最小，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、工質濃度和質量流量都會影響通道內沸騰摩擦壓降。目前，在微肋陣領域關于沸騰摩擦壓降影響因素的分析缺乏系統研究，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，把實驗數據與可視化結果相結合，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

實驗系統如圖1所示。實驗回路由一個開放的管路系統組成，動力源由高壓氮氣瓶驅動，在氮氣瓶與儲液罐之間連有氣體過濾器三聯件來過濾氮氣中的灰塵等微細雜質，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壓閥(精確到10 Pa)來調節管路系統中的壓力，工質在儲液罐中經氮氣驅動流經微流量計(EH8031A，精度0.01%)，進入微柱群實驗通道，最后流入量筒內。實驗段前裝有預熱器，可對工質進行預熱來達到工質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Fig.3 Photos of the experimental sections

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

2 數據處理及誤差分析

2.1 數據處理

微通道尺寸較小，工質流速較快，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；ρl為工質液態時的密度，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；Gout為出口質量流量，kg·m-2·s-1；Xout為出口蒸氣干度；ρg為工質氣態時的密度，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為通道內流體的單相段長度，m；Dh為通道的當量直徑，m；fsp為單相摩擦壓降系數；雷諾數Re按照液體參數計算；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為工質在出口處的空泡份額；Xout為工質出口干度；m為質量流量，kg·h-1；Tsat為工質飽和溫度，℃。

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據較多，有必要對實驗數據進行誤差分析。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。進出口壓力Ptot、質量流速G、加熱功率Q等測量誤差和工質出口干度X、有效熱流密度qeff、不同壓降ΔP等間接計算數據，根據誤差傳遞原理，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 實驗結果

實驗系統壓力為一個標準大氣壓，工質入口溫度為80 ℃，質量流速范圍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。隨著熱流密度繼續增大，汽泡不斷生長，與周圍小氣泡聚結合成大氣泡，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qeff=50 W·cm-2時，由于微柱群通道尺寸較小，產生強烈的氣泡限制效應，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形形狀稱為環狀流[23]，環狀流體積占領通道的絕大部分，環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qeff=80 W·cm-2時，工質動力粘度降低，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，工質熱物性發生變化，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，微通道沸騰充分發展為膜態沸騰，微柱群間的汽化核心完全被激活，產生的氣泡覆蓋整個換熱面，如圖4g所示。當熱流密度為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量流速和熱流密度之間的關系。

圖5 兩相摩擦壓降隨質量流速變化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量，但也增加了工質流動的阻力。質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，工質流經微圓柱肋片時會在肋片尾部產生尾渦，且質量流速越大尾渦區域越大，尾渦區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種不同質量流速下，兩相摩擦壓降均隨著熱流密度呈線性增長，低質量流速時的線性增長斜率稍大一些，但高質量流速下的摩擦壓降始終高于低質量流速，如圖6所示。在熱流密度40～90 W·cm-2范圍內，氣液兩相區的長度隨熱流密度增大逐漸變長，氣泡產生的頻率和速度增大，受通道尺寸限制效應，氣泡合并后開始橫向生長，在肋片之間形成體積較大的環狀流導致壓降增大，如圖4d所示。當熱流密度高于90 W·cm-2時，過高的熱流密度導致液體的拖曳力變大，此時沸騰發展為膜態沸騰，在肋片周圍形成一層氣膜，氣膜粘附在壁面上與流體產生摩擦使兩相摩擦壓降進一步增大，如圖4f所示。質量流速較低時，環狀流容易粘留在微肋片之間阻礙流體流動，導致低質量流速時兩相摩擦壓降比高質量流速時增大較快。

4.2 出口干度和工質過冷度對兩相摩擦壓降的影響

圖7給出了4種不同質量流速下，兩相摩擦壓降與出口蒸汽干度之間的關系。兩相摩擦壓降隨著出口蒸汽干度的升高而增大，質量流速對摩擦壓降的影響也逐漸增大。低干度時，微通道內氣液流型主要以泡狀流為主，由于體積較小，與流體混合后產生的摩擦也較小。隨著工質出口干度升高，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，在迎流區流體流速較大、壁面邊界層較薄、溫度較高，容易產生氣泡，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系，如圖8所示。在低干度區，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，流體進口溫度未達到飽和溫度，具有一定過冷度容易發生過冷沸騰。過冷沸騰產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，工質在微通道內充分發展為飽和沸騰，工質熱物性狀態趨于一致，導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，利用可視化系統得到了微通道內流動沸騰的氣液兩相流型，分析了質量流速、熱流密度、出口蒸汽干度和工質進口過冷度分別對兩相摩擦壓降的影響規律，將實驗結果和氣泡流型進行綜合對比分析，得到以下結論：

(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、環狀流，環狀流區摩擦壓降明顯高于泡狀流區。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量流速的增大而增大，隨著熱流密度呈線性增長。當熱流密度達到90 W·cm-2時，工質熱物性發生改變是導致兩相摩擦壓降增大的主要原因。

(3)過冷沸騰產生氣泡摩擦導致兩相摩擦壓降升高，且隨著工質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