微通道內稀乳液流動沸騰換熱特性的實驗研究

張子濤,吳越,何坤,晏鑫

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

近年來,隨著微處理器和激光等電子設備的功耗不斷增加、尺寸不斷縮小,需要采用更高效的換熱器以確保設備在正常工作時所產生的熱量能夠被及時帶走[1]。微通道換熱器由于具有可直接接觸冷卻、冷卻能力強、方便制造等優點,在電子設備散熱領域備受關注。其中,微通道兩相換熱器利用流體吸收顯熱和潛熱的屬性來增加散熱量,具有更強的冷卻性能。因此,開展微通道內不同工質的流動沸騰換熱性能研究,對于揭示微通道內相變換熱強化機理、闡明工質流態變化對換熱性能的影響機制具有十分重要的意義。

符號表

在通道內流動的工質會受到表面張力與重力的影響。為區分通道的類型,Kew和Cornwell[2]定義了通道的限制數Co,當Co>0.5時,通道內流體的表面張力相對于重力占主導作用,該通道可被認為是微通道。Tuckerman和Pease對微通道內的流動沸騰換熱進行了開創性的研究工作[3]。隨后,研究者對微通道兩相換熱器的傳熱性能開展了詳實的研究,內容包括制造不同的結構化表面以強化換熱[4-5]、分析不同截面形狀對換熱性能的影響[6]、對換熱表面進行改性[7-8]、選用不同的工質提升換熱性能[9-11]等。

目前,大多數電子元件都需要在85 ℃以下才能穩定、安全工作。因此,微通道換熱器需在目標溫度范圍內達到更高的換熱系數,可通過在連續相中添加沸點低得多的分散相制備乳液[12-14]來實現。Mori等[15]最早開展了乳液沸騰換熱特性的研究。Roesle和Kulacki[16]對乳液沸騰換熱實驗進行了綜述,并為乳液沸騰研究提供了一個基本框架。Gasanov和Bulanov等[17-20]對乳液沸騰換熱開展了系統的研究工作。

針對乳液在微通道內的流動沸騰換熱問題,Roesle等[21]開展了0.1 mm深微通道內FC-72/水乳液流動沸騰換熱研究,結果表明,在微通道內流速較低的工況下,FC-72分散相液滴可以與水很好地分離并且不容易破碎。Morshed等[22]開展了FC-72/水乳液在672 μm單微通道和5列500 μm深寬的并行微通道內的流動沸騰換熱研究,結果表明,在單相對流換熱區域,由于FC-72液滴的下沉,與純水相比,對流換熱系數略有降低;在兩相流工況下,未觀察到添加FC-72對換熱系數產生明顯影響。Janssen[12]開展了0.25 mm微通道內FC-72稀乳液的流動沸騰換熱研究,結果表明,當壁面溫度較低時,乳液和單相純液體的對流換熱系數沒有明顯區別;當壁溫高于分散相飽和溫度、低于連續相飽和溫度時,由于分散相發生沸騰后氣、液兩相交替產生的擾動,使換熱強化了20%～60%。

總體而言,目前在公開發表的文獻中針對微通道內稀乳液流動沸騰換熱特性的實驗研究較為匱乏,尚未清楚揭示其流動和換熱強化機理。基于此,本文開展了微通道內體積分數為1%的FC-72/乳液在光滑換熱表面的流動沸騰換熱實驗,對微通道內的流動形態進行了可視化測量,并將實驗結果與對應工況下的去離子水進行對比,分析了微通道內稀乳液流動沸騰換熱強化機制。

1 實驗系統與方法

1.1 流動回路

微通道流動沸騰換熱實驗系統如圖1所示。實驗回路由儲液罐、預加熱器、可調速齒輪泵、轉子流量計、實驗段和冷卻風機組成。可調速齒輪泵閉環驅動完全脫氣的去離子水,利用PID溫控系統調節實驗段入口水溫。回路流量通過高精度電位器改變泵的轉速設定,并由轉子流量計進行監測。換熱面溫度由埋入換熱模塊的K型熱電偶測得的平均溫度計算,流體的絕對壓力由一對布置在測試段進出口處的PX-309 Omega壓力傳感器測量。實驗段下游的冷卻風扇在液體回到儲水罐前對其進行冷卻。流動可視化使用攝像機進行拍攝。

圖1 微通道流動沸騰換熱實驗系統Fig.1 Schematic diagram of the experimental system for microchannel flow boiling heat transfer

1.2 實驗段

實驗段結構如圖2所示,由純銅加熱模塊、耐熱玻璃蓋板、環氧樹脂頂板、底板和保溫箱組成。耐熱玻璃被安裝在環氧樹脂頂板上,以獲得清晰的可視化視野。可調直流電源驅動的不銹鋼加熱棒被用于給流體施加恒定的熱流,環氧樹脂絕熱模塊包覆在銅換熱塊外表面,用于減少換熱塊向環境中散熱。銅板上表面與微通道中的流體接觸并換熱。本實驗中3組微通道的高度分別為217、433和1 014 μm。由于微通道的寬度遠大于高度,水力直徑Dh取微通道的實際高度。

圖2 實驗段結構示意圖Fig.2 Test section structure diagram

1.3 實驗流程

每次實驗開始前,需使用2 000目的砂紙打磨銅表面氧化層,以保證換熱表面光滑;制備體積分數為1%的FC-72/水乳液,取樣并使用顯微鏡標定尺寸,對液滴直徑分布進行觀察。圖3展示了對FC-72液滴尺寸分布的部分統計結果,通過該方法制得的多分散乳液液滴直徑普遍在7 μm以下。

實驗開始后,啟動儲水罐中的磁力攪拌器使乳液分散相液滴保持懸浮、加熱,并調節流量至指定值。調節直流電源輸入功率,待溫度讀數穩定后,記錄對應功率下的各溫度數據,并對壓力進行讀數。測量完畢后,升高直流電源輸入功率,重復以上步驟,同時使用攝像機觀察流態的變化。

(a)取樣1

(b)取樣2

(c)取樣1的粒徑分布統計

(d)取樣2的粒徑分布統計

1.4 散熱損失

在流動沸騰實驗中,銅試件(導熱率約為401 W/(m·K))大部分由環氧樹脂底板包覆,頂部由耐熱玻璃覆蓋(導熱率分別約為0.25和1 W/(m·K))。因此,在實驗過程中,測試部分的大部分熱量傳給了流體。

為了估算熱損失,在沒有任何流體流過實驗段的情況下對實驗段施加一定的電功率。當實驗段溫度達到穩定狀態時,記錄環境與實驗段的溫差及對應的功率,并逐步提升輸入功率,重復記錄過程。建立環境與實驗段的溫差與輸入功率的線性關系,并用于計算流動沸騰換熱實驗中的散熱損失,表達式如下

Qloss=C1(Tw,avg-Tamb)-C2

(1)

式中:C1、C2為常數;Tw,avg為熱電偶讀數平均溫度;Tamb為室溫。

2 實驗數據處理與不確定度分析

微通道中加熱流體的有效熱量由下式確定

Qeff=Qinput-Qloss

(2)

式中:Qinput為輸入的電功率,可通過直流電源的輸入電壓U與回路中的電流I確定

Qinput=UI

(3)

相應地,有效熱流密度由下式確定

(4)

式中:A為銅板與流體的換熱面積。

環氧樹脂的導熱性能遠弱于純銅,可近似將換熱表面附近的導熱視為一維導熱,換熱表面實際溫度可通過熱電偶示數的平均值Tw,ave與熱電偶測溫點離換熱表面的距離L并根據傅里葉定律進行估算

(5)

在該實驗段中,L約為0.5 mm。

銅板表面平均換熱系數為

(6)

式中:Tf為流體溫度,取進出口流體的平均值。同時,為了比較質量流量及熱流密度變化時通道內的壓降特性,定義壓降Δp的表達式為

Δp=pin-pout

(7)

式中:pin為實驗段進口壓力;pout為實驗段出口壓力。換熱強化通常伴隨著壓降的升高,也就是泵的功耗增加。為了比較通道的綜合換熱性能,同時盡可能減小由于加工水平差異帶來的不同微通道內的摩擦系數差異,定義歸一化流動換熱因子

(8)

式中:h0和Δp0分別為對照組的換熱系數和壓降;h和Δp分別為強化后的通道的換熱系數與壓降。

實驗中,直接測量物理量y的不確定度由下式確定[23]

yi=ys+δyi

(9)

式中:yi為物理量測量平均值;ys為單次測量值;δyi為不確定度。

采用Moffat提出的誤差傳遞公式計算間接測量不確定度。對于y=f(x1,x2,…,xn),其不確定度為

(10)

表1、表2分別給出了實驗所用測量儀表的測量精度和測量參數的不確定度。

表1 實驗所用儀表的測量精度

表2 實驗參數的不確定度

3 實驗結果與討論

通過改變微通道內的質量流量和輸入的熱流密度來探究水、FC-72/水乳液在光滑表面上的流動沸騰換熱、壓降特性,并綜合平均換熱系數與壓降、可視化結果,對微通道內添加FC-72乳液分散相相對于純水的強化換熱效果進行分析,為實際工程應用提供參考。

3.1 去離子水在光滑表面上的流動沸騰

在相同的實驗條件下,開展了去離子水在微通道內的流動換熱實驗,作為乳液在微通道內的流動換熱特性的對照組。實驗段的進口溫度控制在35 ℃,有效熱流密度為0～1 030 kW/m2。

不同通道高度的微通道內、不同工況下,去離子水的換熱系數隨壁溫的變化見圖4。可以看出,微通道內去離子水的流動沸騰換熱曲線可大致分為單相對流區域、換熱強化區域與換熱惡化區域。

圖5(a)～5(c)展示了單相對流區域微通道內的流態。此時壁面溫度較低,去離子水尚未沸騰,帶走壁面熱量的主要方式為單相對流。在該區域內,隨著壁面溫度的增加,單相對流換熱效率略有增加。

圖4 微通道內去離子水的流動換熱情況Fig.4 Schematic diagram of bubble heat transfer mechanism in micro-channel

當壁面溫度超過去離子水的沸點并具有一定的過熱度后,換熱表面上的水開始沸騰,結合圖4可以看出,流動換熱效率曲線在某一點處出現一個斜率上的轉折,流動換熱進入換熱強化區域。隨著壁面溫度的升高,流態發生變化,可依次觀察到泡狀流(見圖5(d))、彈狀流(見圖5(e))和攪拌流(見圖6)等流態。在該區域內,流動沸騰換熱系數急劇升高,流動沸騰換熱系數曲線斜率升高。

(a)Tw=68.64 ℃ (b)Tw=83.81 ℃ (c)Tw=96.77 ℃ (d)Tw=104.08 ℃ (e)Tw=115.12 ℃圖5 G=300 kg/(m2·s)時217 μm微通道內去離子水在不同壁面溫度下的流態轉變Fig.5 Flow pattern transition for deionized water in 217 μm micro-channel at different wall temperatures, G=300 kg/(m2·s)

(a)t=0 s (b)t=0.1 s (c)t=0.2 s (d)t=0.3 s (e)t=0.4 s圖6 G=300 kg/(m2·s)、壁面溫度為123.35 ℃時217 μm微通道內去離子水的流態Fig.6 Flow patterns for deionized water in 217 μm micro-channel at wall temperature 123.35 ℃, G=300 kg/(m2·s)

泡狀流下的氣泡成核后繼續吸熱生長,由于微通道的高度遠小于寬度,氣泡只能向流動方向、通道左右兩側生長并形成一個餅狀的氣相區域。在流速、有效熱流密度比較低的情況下,氣泡的迎流面積比較小,受到的壓差作用力小,由于氣液交界面的表面張力與黏滯力的作用,氣泡會滯止在壁面上。在氣泡與壁面接觸的部分存在一層薄液膜,薄液膜內的液相急劇蒸發并帶走大量熱量,且此時氣泡體積較小,蒸發的液膜可及時得到補充,換熱表面不會出現蒸干,流動沸騰換熱系數得到提高。

隨著壁面溫度繼續升高,氣泡成核的臨界半徑縮小,可以在換熱表面上觀察到更多細小的氣泡。同時,氣泡的生長導致其迎流面積增大,受到的壓差作用力增大并克服表面張力與黏滯力,氣泡開始脫離壁面并隨著主流流動。該過程中,氣泡不斷吸收熱量長大,并與沿途的其他氣泡合并,可觀察到穩定的泡狀流。

高度為217 μm的微通道內,G=300 kg/(m2·s)時,不同熱流密度下的壓力-時間曲線見圖7。由于氣泡的形成和爆炸對流道內的工質產生擾動,可觀察到,相對于單相對流區域(見圖7(a),q=21.2 kW/m2),微通道在這一區域內存在較弱的壓力波動(見圖7(a),q=317.4 kW/m2)。隨著合并后的氣泡體積不斷增大,微通道下游開始形成可以占據大部分流道截面的斷塞,形成彈狀流。在該區域內,微通道內的整體流動沸騰換熱系數繼續升高。由于此時斷塞的體積并不大,可隨主流及時排出流道,因此該區域并不會觀察到明顯的換熱惡化和壓降提升,但由于氣液兩相交替的擾動,微通道內的壓力波動逐漸變強(圖7(b),q=590.8 kW/m2)。隨著壁面溫度進一步升高,流態轉變為攪拌流。

圖6展示了質量流量G=300 kg/(m2·s)、壁面溫度為123.35 ℃時的流態。此時,下游的大氣泡產生回流,在較短時間內氣液交界面迅速擴張并向上游推進,在氣相區域的壁面上出現較大面積的蒸干(見圖6(d))。隨后,氣液交界面很快回縮到下游,在整個換熱表面上出現大面積的氣液兩相交替變化,導致壓力波動與壓降急劇升高(見圖7(b),q=848.9 kW/m2)。當局部蒸干面積到達臨界點后,換熱系數不再隨有效熱流密度的升高而升高,流動沸騰換熱曲線到達臨界熱流密度。

(a)qeff為21.2、317.4 kW/m2

(b)qeff為590.8、848.9 kW/m2

圖8給出了不同流量下不同高度通道內去離子水的換熱系數隨壁溫的變化。在單相流動區域,單相對流換熱效率隨質量流量的增大而增加。進入兩相區域后,不同高度的微通道均表現出流速越慢,流態轉捩越早的現象。

(a)Dh=217 μm

(b)Dh=433 μm

(c)Dh=1 014 μm

圖9為不同高度的通道內、不同流量下去離子水的換熱系數隨壁溫的變化。可以看出,通道高度對于單相對流換熱的影響并不顯著。對于217 μm的通道,隨著流速增加,其換熱曲線相對于其他兩個高度的通道明顯左傾,即高度較小的微通道在更大的冷卻流量下,可以在兩相流動區域的早期實現比較高的微通道更好的換熱效果。這是由于在該區域,相比于較高的通道,氣泡受通道高度的限制,在膨脹相同體積的情況下會更多地在周向進行擴展,占據更大的換熱面積,這會導致氣泡更早地合并成更大的氣泡,因此造成了流態轉捩的提前。在這一條件下加大冷卻流量可以及時潤濕蒸干的表面,推遲臨界熱流的出現。

圖10給出了不同微通道高度內去離子水在不同流量下的壓降隨壁溫的變化。可以看出,流速越快,通道內的壓降越高。在較低的壁面溫度下,通道內的壓降隨溫度的上升略有降低,這是由于水的黏性隨溫度上升而降低,減小了實驗段的沿程阻力。對于217 μm通道,可觀察到在較高壁面溫度下的壓降突增,這是由于在通道高度比較小的情況下,大氣泡形成后更容易堵塞流道并造成回流,導致通道內的壓損明顯增加。對于其他兩種高度的微通道,在實驗的熱流密度范圍內未觀察到明顯的壓降突增。

(a)G=150 kg/(m2·s)

(b)G=300 kg/(m2·s)

(c)G=500 kg/(m2·s)

(a)Dh=217 μm

(b)Dh=433 μm

(c)Dh=1 014 μm

3.2 乳液在光滑表面上的流動沸騰

通過實驗方法,研究了高度為217和433 μm的微通道內FC-72/水乳液在光滑表面上的流動傳熱和壓降特性,并與對應工況下的去離子水在光滑表面上的流動傳熱和壓降特性進行對比。

圖11對比了相同工況下FC-72/水乳液和水的沸騰曲線。可以看出,在單相對流區域與較高壁面溫度的工況下,去離子水與FC-72/水乳液的換熱系數與壁溫曲線規律大致相同;而在壁面溫度高于FC-72沸點的一定范圍內,FC-72/水乳液對微通道內的流動沸騰換熱效果有明顯的提升。圖12以通道高度為433 μm、質量流量G=150 kg/(m2·s)的工況為例,將乳液的流動沸騰曲線大致分為3個區域。區域Ⅰ為單相對流區域,FC-72/水乳液在這一

(a)Dh=217 μm,G=150 kg/(m2·s)

(b)Dh=217 μm,G=300 kg/(m2·s)

(c)Dh=217 μm,G=500 kg/(m2·s)

(d)Dh=433 μm,G=150 kg/(m2·s)

(e)Dh=433 μm,G=300 kg/(m2·s)

(f)Dh=433 μm,G=500 kg/(m2·s)

區域的單相對流換熱效率略低于相同工況下的去離子水,這是因為單相對流區域的流體黏性底層內換熱主要是通過導熱進行的。表3給出了FC-72和水的部分物性參數,從中可以看出,FC-72的導熱系數低于去離子水,因此加入FC-72分散相會使流體整體的導熱系數降低,進而使單相對流換熱效率降低。

圖12 Dh=433 μm、G=150 kg/(m2·s)時FC-72/水乳液與去離子水的換熱系數隨壁溫的變化Fig.12 Comparison of HTC-wall temperature curves between FC-72/water emulsion and deionized water at G=150 kg/(m2·s) in micro-channel with hydraulic diameter 433 μm

當流體熱邊界層內的溫度達到FC-72分散相的沸點時,微通道內的流動換熱進入區域Ⅱ。在該區域內,FC-72分散相液滴開始沸騰,并形成滯止在換熱表面上的氣泡(見圖13(a))。隨著壁面溫度的進一步升高,分散相氣泡逐漸長大、合并(見圖13(b)、(c)),在該區域內可觀察到流動沸騰換熱系數相對于去離子水明顯提高。隨著壁面溫度的進一步升高,連續相去離子水也開始沸騰(見圖13(d)),流動沸騰換熱進入區域Ⅲ。在剛進入該區域時,相對于FC-72分散相56 ℃的沸點,上百攝氏度的壁面溫度使得流動熱邊界層的溫度相對于FC-72分散相液滴有相當高的過熱度,其氣相不斷合并成大氣泡并爆炸,對通道內的流體產生擾動,使得氣泡不斷脫離表面。對比圖5(d)與圖13(d),壁溫在104 ℃附近,當微通道內的工質為去離子水時,較大的水蒸氣氣泡滯止在換熱表面上,需要壁面溫度進一步升高才會脫離表面。當微通道內的工質為FC-72/水乳液時,通道下游可以觀察到穩定的泡狀流,液相攜帶大量細小氣泡向下游流動。在這一區域內,FC-72/水乳液的沸騰流動換熱效率明顯高于去離子水的換熱效率。在更高的壁面溫度下,去離子水開始劇烈沸騰,FC-72乳液分散相的沸騰擾動影響逐漸被弱化。

表3 去離子水與FC-72的部分物性參數

(a)Tw=67.92 ℃ (b)Tw=83.46 ℃ (c)Tw=96.98 ℃

(d)Tw=104.22 ℃ (e)Tw=114.26 ℃ (f)Tw=124.02 ℃

G=300 kg/(m2·s)

從圖11中可以得出,當通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,相對于去離子水,微通道內工質為乳液時在對應壁面溫度的工況點分別實現了最高31.9%(Tw=88.86 ℃)、63.8% (Tw=95.06 ℃)和54.6%(Tw=95.08 ℃)的換熱系數強化;通道高度為433 μm時的對應工況下則分別實現了最高93.3% (Tw=97.25 ℃)、103.5%(Tw=97.79 ℃)和57.2% (Tw=102.07 ℃)的換熱系數強化。在通道高度相同時,隨著工質質量流量的增加,添加FC-72分散相的換熱系數強化效果先增強后減弱,且高度為433 μm的微通道相對于217 μm的微通道換熱系數強化效果更加明顯,且流速越快,換熱系數強化效果的極值向更高的壁面溫度移動。結合Roesle與Gasanov的研究結果分析,分散相液滴直徑較大的乳液更容易沸騰,并更早到達臨界熱流。微通道中的流速越快,乳液中的FC-72分散相液滴慣性力相對于表面張力占主導而更容易破碎。因此,在較高流速下,微通道內的分散相液滴整體直徑會小于較高流速下的情況,相應地,其實現的換熱系數強化效果也會減弱,流態轉捩推遲,分散相液滴較晚沸騰。

圖14展示了217 μm通道內所有工況下的壓降特性。從中可以看出,在添加了FC-72分散相后,流道內壓降有一定的上升,且隨著流量增加,壓降上升更加明顯。這是由于乳液內連續相與非連續相不互溶,在流動過程中對流場產生擾動,造成流動湍流度增加,壓降增大。

圖14 微通道內去離子水與FC-72/水乳液壓降對比Fig.14 Comparison of pressure drop between deionized water and FC-72/water emulsion for all cases in micro-channel

為綜合評價FC-72/水乳液在不同工況下的經濟效益,圖15展示了高度為217和433 μm的微通道的歸一化流動換熱因子η隨溫度的分布。可以看出,對于兩種高度的微通道,η均呈現出隨著壁溫的升高先增大、后減小的趨勢。當通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,η最大值ηmax分別為1.29(Tw=88.86 ℃)、1.41(Tw=97.32 ℃)、1.37(Tw=95.08 ℃);在Tw為97.2 ℃、105.3 ℃和111.06 ℃時,η下降到1以下,添加FC-72分散相在性能上不再有改善;當通道高度為433 μm時,ηmax分別為1.91(Tw=97.25 ℃)、1.04(Tw=103.64 ℃)和1.63(Tw=99.39 ℃),G為150和300 kg/(m2·s)時,在壁溫高于102.2 ℃和106.4 ℃后,η下降到1以下;G=500 kg/(m2·s)時,在實驗范圍內未觀察到η小于1的工況。綜合來看,對于不同高度的微通道,隨著流速的增大,ηmax所對應的壁溫先升高后降低。在小流量工況下,通道內使用FC-72/水乳液作為工質,可以在較低壁面溫度下實現良好的綜合換熱性能強化,要推遲ηmax的出現,可以使用中等流量(G=300 kg/(m2·s))。

(a)Dh=217 μm通道

(b)Dh=433 μm通道

4 結 論

本文通過實驗方法,研究了去離子水與FC-72/水乳液在水力直徑為217、433、1 014 μm微通道內的流動沸騰換熱與壓降特性,質量流量選取150、300和500 kg/(m2·s),熱流密度范圍0～1 200 kW/m2,對不同熱流密度下的流態進行了觀察分析,主要結論如下。

(1)在單相對流區域與壁面溫度較高的工況下,微通道內的去離子水與FC-72/水乳液的換熱系數與壁溫變化規律大致相同,流量越大整體換熱系數越高,流量越小,流態轉捩越早。FC-72/水乳液在單相對流區域的換熱系數相對于去離子水略有降低。

(2)當壁面溫度在高于FC-72分散相沸點的一定范圍內,由于分散相液滴建立沸騰并擾動流體,FC-72/水乳液對微通道內的流動沸騰換熱效果有明顯提升。當通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,相對于去離子水,微通道內工質為FC-72/水乳液時分別實現了最高31.9%、63.8%和54.6%的換熱系數強化;通道高度為433 μm時的對應工況下,則分別實現了最高93.3%、103.5%和57.2%的換熱系數強化。

(3)在微通道內添加FC-72乳液分散相后可實現明顯的換熱系數強化,但相應地流道中的壓損也會升高。對于高度為217和433 μm的微通道,歸一化流動換熱因子η隨壁溫均呈現出整體上先增大后減小的趨勢。當通道高度為217 μm,G為150、300和500 kg/(m2·s)時,η最大值ηmax分別為1.29、1.41和1.37;通道高度為433 μm時,ηmax分別為1.91、1.04和1.63。對于不同高度的微通道,隨著流速的增大,ηmax所對應的壁溫先升高后降低。