相分離結構微細通道流動沸騰壓降分析與可視化

羅小平，周家玉，李桂中

（華南理工大學機械與汽車工程學院，廣東 廣州 510641）

微細通道內的沸騰傳熱作為高效相變傳熱的一種形式，在農業機械設備冷卻、汽車、航空航天、燃料電池和微電子等高熱通量領域具有廣泛的應用前景[1-2]。由于微細通道的水力直徑通常比較小，隨著沸騰傳熱的發展，通道內空泡率逐漸增大，小氣泡易生長成受限氣泡，造成通道堵塞[3]，引發流動不穩定和臨界熱通量減小，導致設備損壞[4]。此外，受限氣泡的形成還會加劇通道內的壓降損失，加大整個系統的功率，降低系統的經濟性[5]。

針對沸騰傳熱的不足，有學者提出利用相分離結構減緩受限氣泡的形成，從而穩定通道內工質流動和減小壓降[6-10]。David 等[11]提出一種上下兩層的相分離結構微細通道，通過多孔聚四氟乙烯相分離膜將下層液體通道中產生的氣泡轉移到上層獨立的氣相通道，進而實現氣液分離，實驗結果顯示，對比普通微細通道，具有相分離結構的微細通道可以使通道內的壓降最大減少60%。Salakij 等[12]在圓盤分支微細通道中進行了相分離實驗，底部主通道中產生的氣相通過圓盤上方的尼龍多孔疏水膜排出，結果表明，該結構在低流速、低熱流密度下的相分離作用較好，但由于疏水膜兩側的壓差限制，在高熱流、高流速下的相分離效果不明顯。Derami等[13]在微細通道基座底部切了一矩形開口，并在開口上覆蓋了多孔聚四氟乙烯相分離膜，通過相分離膜將流經開口上方的氣泡轉移到外部環境中，進而實現氣液分離。由于通道內的氣相分離主要受相分離膜兩側的壓差控制，當膜兩側的壓差不合適時，通道的氣相分離效果不明顯。以上研究表明，通過相分離結構能夠實現通道內的氣液分離，改善通道內的壓降，但由于相分離膜兩側通道的壓差無法得到充分保障，當兩者之間的壓差較小而無法維持氣相轉移時，微細通道的相分離效果會受到較大的限制。

針對上述問題，本文提出了一種能夠在相分離膜兩側通道提供穩定壓差的相分離結構微細通道，通過周期性的壓力切換改變相鄰通道間的壓差，分析了其兩相壓降變化特性以及受限氣泡長徑比變化，以期為相分離結構微細通道的進一步開發設計和應用提供指導。

1 實驗

1.1 實驗準備

1.1.1 相分離膜

相分離膜作為實現微細通道氣液分離的重要構件，應具有以下特點[14]：①只允許氣相通過；②不能被液體工質潤濕；③膜孔內無毛細管冷凝現象。目前常用的疏水膜有聚偏二氟乙烯（polyvinylidene difluoride，PVDF）、聚丙烯（polypropylene，PP）、聚乙烯（polyethylene，PE）、聚四氟乙烯（poly tetra fluoroethylene，PTFE）等[15]。其中，PTFE相分離膜以表面張力大、抗潤濕性強、耐氧化等特性優于其他疏水膜。實驗過程中使用的PTFE 相分離膜產品厚度為0.1mm，孔徑大小為0.45μm。

1.1.2 實驗工質

微細通道常見工質有制冷劑R141b[16]、去離子水和納米流體[17]，但常見工質無法滿足實驗要求，考慮實驗條件以及PTFE 相分離膜特點，選取甘油水溶液作為實驗工質。為保證工質在實驗段進出口飽和溫度的一致性，選擇質量分數為30%的甘油水溶液，其在100℃的物理特性見表1[18]。此外，利用接觸角測量儀（型號為JY-82A）對實驗工質在微細通道PTFE膜上的接觸角進行測量，如圖1所示，測量的接觸角約為113°，說明PTFE 相分離膜對工質具有較好的抗濕潤性。

圖1 實驗工質與PTFE相分離膜的接觸角

表1 實驗工質（質量分數為30%的甘油水溶液）物理特性

1.1.3 相分離結構

結合PTFE 相分離膜以及實驗工質的物理特性，提出了一種將主通道中部分氣相轉移到逆流通道的雙向逆流相分離結構微細通道。雙向逆流相分離結構微細通道熱沉由12條截面大小為2mm×2mm的平行矩形通道組成，熱沉具體設計參數見表2。實驗過程中，微細通道豎直放置，將工質從下往上流動的通道命名為MC，工質從上往下流動的逆流通道命名為CMC，MC 和CMC 交替排列，各6 條。在相鄰通道的肋間加工有相分離膜固定腔，不同位置的膜固定腔分別以LPC-1、LPC-2、LPC-3、LPC-4表示，其中LPC-1、LPC-2處開設的導氣道為4 條，LPC-3、LPC-4 為3 條。膜固定腔的結構及通道內工質流向如圖2所示，相鄰通道間的氣相分離如圖3所示，不同膜固定腔在熱沉上的設計參數見表3。左右兩端相同編號的膜固定腔之間的距離用Ll表示。

圖2 微通道相分離膜固定腔結構和工質流向水平示意圖

圖3 相分離示意圖

表2 微細通道熱沉設計參數

表3 膜固定腔參數

實驗過程中通過換向裝置周期性切換通道入口壓力，保障MC 與CMC 通道流量相同，壓力不同，從而保障相分離所需的壓差。在前半周期，MC 通道內的壓力保持為18kPa，CMC 通道內的壓力為8kPa，MC 通道內的受限氣泡通過排氣孔轉移到逆流通道；后半周期MC 通道的壓力為11kPa，CMC通道為15kPa，CMC 通道內的受限氣泡轉移到MC通道。由于MC與CMC的流向差異，通道內的組分有所差異，本文以MC通道為主要研究對象。

本實驗加工了3個完全相同的微細通道熱沉和5種PTFE 相分離膜固定片（0排氣孔/2排氣孔/4排氣孔/6排氣孔/8排氣孔），PTFE相分離膜和膜固定片用耐高溫膠黏好后嵌入相分離膜固定腔中。根據熱沉上排氣孔設計參數的不同，將3個熱沉分別命名為多孔相分離結構微細通道SPP-1、少孔相分離結構微細通道SPP-2以及無相分離的普通微細通道SPP-3，不同熱沉排氣孔的設計參數如表4所示。

表4 不同結構熱沉排氣孔設計參數

1.2 實驗系統

整個實驗裝置見圖4，包括注液系統、循環系統、實驗段、數據采集系統與可視化系統等。工質通過磁力泵4注入循環管路，經預熱水箱6加熱到既定溫度后送入實驗段11，實驗段中的通道入口壓力可通過壓力換向裝置9進行周期性轉換。工質在實驗段電熱管的作用下持續加熱，實驗段中氣液兩相運動行為通過高速攝像機12 記錄。甘油水溶液流經實驗段后，經減壓裝置15 減壓后送至冷凝器16 進行降溫，冷凝成液相后回到冷卻水箱17，再經儲液罐2回到磁力泵4，從而完成一個循環。

圖4 實驗系統簡圖

1.3 實驗段

本實驗設計了特殊結構的實驗段，具體結構如圖5所示。實驗段核心部件為220mm×66mm×10mm的微細通道熱沉，熱沉置于基座內，工質通過基座內穩流腔形成均勻穩定的流體沿導流板進入微細通道，工質在微細通道內的實驗現象可通過高硼硅可視化玻璃進行觀察。基座左右兩側開設有測壓孔和測溫孔，底部安裝有10根額定功率為300W的電熱管作為加熱源。蓋板與基座之間通過O形聚氟膠密封圈密封，以防止工質發生泄露，最后利用螺栓對兩者進行固定連接。實驗過程中，實驗段豎直放置。

圖5 微細通道實驗段

2 實驗數據處理

2.1 有效熱流密度

在實驗過程中，盡管對實驗段進行了保溫，但因外界環境產生的熱損失是不可忽略的，基于此，參考文獻[19-20]，在無工質流動情況下對實驗段預先進行干燒實驗。在進行多組實驗后，對實驗數據進行多項式擬合，得到熱損失（Qloss）擬合曲線，如圖6所示，擬合度近似為1，說明擬合結果可靠。在有工質流動的實驗過程中，實驗段平均壁面溫度保持在84～125℃，將相關數據代入擬合曲線，得到熱損失功率為56.1～112.5W。

圖6 熱損失測試擬合曲線

實驗中有效熱流密度（qeff）的計算見式(1)。

2.2 質量流率

根據轉子流量計計算每條通道的質量流率G，計算見式(2)。

2.3 飽和沸騰區域長度

干度表征蒸汽質量與總質量的比值，在微細通道流動沸騰傳熱的相關研究中，干度對沸騰傳熱的影響十分顯著。實驗過程中，可根據干度大小確定工質是處于氣液兩相飽和區還是單相液體區，通常取工質干度大小為0的位置作為臨界位置。通道入口到臨界位置的距離即為單相流和過冷沸騰區域長度，記為Lsp，通道內剩余長度即為飽和沸騰區域長度，記為Ltp。本實驗由于相分離結構的存在，氣相轉移會造成流動沸騰特性的改變，因此需要對Lsp與Ltp進行修正，由熱量平衡[21]得到計算式見式(3)、式(4)。

式中，vg為通過PTFE 相分離膜轉移的氣相體積流量，L/h，參考Darcy定律[22]，其計算見式(5)。

2.4 壓降

對MC 進、出口采用壓差傳感器進行壓差測量，得到MC 通道的總壓降。總壓降ΔPtot由兩相流動壓降ΔPtp、單相流動壓降ΔPsp和突縮、突擴結構壓降ΔPc、ΔPe

[23]組成，其計算見式(6)[24]。

ΔPtot= ΔPtp+ ΔPsp+ ΔPc+ ΔPe=Pout-Pin(6)

ΔPsp由單相流動重力壓降ΔPsp,grav和單相流動摩擦壓降ΔPsp,f構成，其計算見式(7)[25]。

式中，xe,in、xe,out分別為工質通道進、出口處局部熱力平衡干度，局部干度的計算見式(11)。αin、αout為通道進、出口通道空泡率[29]。

在沸騰傳熱過程中，氣泡行為會對兩相流動穩定性造成影響，具體體現在壓降的波動程度，利用壓降波動標準差σ(ΔPtot)作為流動沸騰穩定性的判斷標準，其計算見式(15)。

2.5 誤差

本實驗涉及的誤差主要來源于測量誤差和計算誤差。

測量誤差的產生是由于儀器自身的測量精度所致，本實驗涉及的各類儀器型號及精度見表5。

表5 主要儀表型號及精度

表6 主要參數的最大相對不確定度

由于某些參數無法直接通過儀器讀取，需要通過計算獲得，計算過程中會產生計算誤差，該誤差值大小可由誤差傳遞原理[30]求解。間接參數R與獨立變量r1、r2、r3、…、rn的關系可通過式(16)表示。

3 實驗結果與分析

3.1 換向周期對壓降的影響

為探究不同換向周期（60s、80s、100s、120s、140s、160s、180s）對壓降的影響，在工質入口溫度為70℃、質量流率為121.25kg（/m2·s）、有效熱流密度為103.54kW/m2和150.70kW/m2的工況下，探究了SPP-1、SPP-2 和SPP-3 三種結構通道內總壓降ΔPtot、兩相壓降ΔPtp和單位長度兩相摩擦壓降ΔPftp的變化趨勢，結果如圖7所示。

圖7 不同換向周期下三種結構微細通道ΔPtot、ΔPtp和ΔPftp變化趨勢

在質量流率為121.25kg/(m2·s)、工質入口溫度為70℃、有效熱流密度為150.70kW/m2工況下，當換向周期為0s 時，多孔SPP-1 型、少孔SPP-2 型以及無孔SPP-3 型的總壓降分別為4.538kPa、4.612kPa、4.705kPa；在換向周期為120s時，則分別為4.018kPa、4.267kPa、4.488kPa；當換向周期增大到180s時，則分別為4.252kPa、4.503kPa、4.724kPa。對比發現，多孔和少孔2種微細通道在周期性壓力切換下的總壓降均小于無換向周期下的總壓降，且在120s換向周期時取得相對最小值。

觀察圖7可以發現，隨著換向周期的延長，3種結構微細通道的壓降變化趨勢相同，均先降低后增大，在換向周期為120s時取得最小值。分析認為，周期性的壓力變化可以改變通道內的氣相分離效果，當換向周期小于120s 時，入口壓力換向頻率高，工質受到的外界擾動加劇，PTFE 相分離膜在單位時間內轉移氣體量相對較少。隨著換向周期的增大，相分離膜的作用效果越好，氣相在壓差的作用下加速轉移到逆流通道，MC 通道內氣泡長徑比減小，壓降損失降低。當換向周期大于120s 后，過長的換向周期導致一條通道長時間吸氣而另一條通道長時間排氣，通道內氣相分布不均，從而影響了熱沉壁面均溫性和工質流動穩定性，加劇了通道內的壓降，說明了及時換向對減緩壓降波動的重要性。綜上所述，壓力切換周期不宜過長或過短，合適的壓力切換周期可以保證相鄰通道持續地氣液分離，改善通道間的橫向傳熱，減小壓降損失和穩定工質流動，本實驗條件下的最佳換向周期設置為120s，后續分析均基于120s的換向周期進行。

結合質量流率和熱流密度分析，在低熱流密度103.54kW/m2下，3 種結構微細通道的兩相流壓降和單位長度兩相摩擦壓降的差異不大，說明低熱流密度下相分離膜的氣相分離作用不明顯；在高熱流密度150.70kW/m2下，SPP-1 與SPP-2 型的兩相摩擦壓降分別比SPP-3少15.54%、7.31%，單位長度兩相摩擦壓降分別少16.34%、7.68%，說明相分離結構通道有較好的氣相分離效果，且通道的氣相轉移面積越大，減小兩相流壓降的效果越顯著。

圖8 表示在有效熱流密度103.54kW/m2下，換向周期120s 下SPP-1 型微細通道瞬態壓降變化。計算發現，前半周期的總壓降均值為2.96kPa，壓降波動標準差σ(ΔPtot)為0.83；后半周期的總壓降為3.43kPa，σ(ΔPtot)為1.04，前半周期的總壓降均值小于后半周期，且壓降波動也優于后半周期，這是由于在前半周期，MC 通道內壓力較大，受限氣泡的氣相通過PTFE 膜轉移到相鄰CMC 通道，MC 通道內受限氣泡體積變小，工質流動更加穩定；在后半周期，MC通道的壓力較小，CMC通道內的氣相轉移到MC 通道，MC 通道內的氣相增多，工質流動穩定性下降，通道內的總壓降波動增大。

圖8 120s換向周期下SPP-1型微細通道總壓降瞬態變化

3.2 相分離結構對壓降的影響

為探究不同相分離結構對壓降的影響，在工質入口溫度為70℃、質量流率為121.25kg/(m2·s)、有效熱流密度為76.61～150.70kW/m2的工況下，探究了SPP-1、SPP-2 和SPP-3 三種結構通道內總壓降ΔPtot、兩相壓降ΔPtp和單位長度兩相摩擦壓降ΔPftp的變化趨勢，結果見圖9。

圖9 不同熱流密度下不同相分離結構微細通道ΔPtot、ΔPtp和ΔPftp變化趨勢

由圖9可知，當有效熱流密度小于103.54kW/m2時，3 種結構的ΔPtp差異不大，這是由于此時的熱流密度較小，工質處于單相對流或過冷沸騰狀態，通道內氣泡數量不多，相分離結構微細通道的作用不明顯。當熱流密度大于103.54kW/m2時，SPP-1與SPP-2型結構通道內兩相流壓降明顯小于SPP-3，說明相分離結構微細通道發揮顯著作用。在有效熱流密度為130.60kW/m2時，SPP-1 與SPP-2型結構通道的ΔPtp分別比SPP-3低14.61%和9.64%，而在有效熱流密度為143.97kW/m2時，ΔPtp則分別比SPP-3 低20.57%和15.06%，說明相分離結構能在一定程度上減少通道內的壓降，且熱流密度越大，減小壓降損失的比例越高。

對比3種結構下ΔPftp的變化趨勢，在有效熱流密度為117.11kW/m2時，SPP-1 與SPP-2 型較SPP-3 有較大幅度減小，分別減少14.70%和11.19%，在有效熱流密度為150.70kW/m2時，則分別減少26.64%和19.93%，說明相分離膜固定片開孔數量對ΔPftp也有一定的影響。在一定范圍內，相分離膜固定片的開孔數量越多，氣相轉移量越多，通道內空泡率越小，換熱壁面與氣液兩相之間的摩擦作用越弱。同時，通道內受限氣泡體積減小，受限氣泡阻礙工質流動的能力下降，也有利于減小壓降損失。

3.3 可視化分析

為探究不同相分離結構微細通道對受限氣泡長徑比（l/w）的影響，利用高速攝像機對3種結構微細通道距入口140～160mm 區域內的受限氣泡進行了大量的記錄。圖10表示3種結構微細通道在有效熱流密度為76.61kW/m2，質量流率為121.25kg/（m2·s）工況下受限氣泡變化情況，相鄰幀間隔10ms。同時，引入單位時間長徑比變化比率ψbub進行定量分析，計算見式(18)，當ψbub＞0 時，說明受限氣泡在不斷長大，反之，說明受限氣泡在減小。

圖10 不同結構微細通道局部區域受限氣泡大小

計算發現，SPP-1 型通道內受限氣泡長徑比由第一幀的3.935 減小到第七幀的2.883，ψbub,1為-382%/s；SPP-2 型由3.530 減小到2.683，ψbub,2為-343%/s；SPP-3 型由4.222 增大到4.660，ψbub,3為+149%/s。SPP-1 與SPP-2 型相分離結構微細通道內的受限氣泡不斷變小，SPP-3無相分離結構微細通道內的受限氣泡不斷長大，進一步說明了受限氣泡可以通過相分離結構轉移到逆流通道，同時氣相轉移量與排氣孔數量呈正相關，受限氣泡大小與排氣孔數量呈負相關。

為進一步分析中高熱流密度下相分離結構對微細通道壓降變化的影響，在有效熱流密度為130.60kW/m2和150.70kW/m2的工況下對3種結構的氣泡行為進行了可視化觀察，如圖11和圖12所示，相鄰幀間隔為10ms。

圖11 有效熱流密度為130.60kW/m2時不同結構微細通道局部區域受限氣泡大小

圖12 有效熱流密度為150.70kW/m2時不同結構微細通道局部區域受限氣泡大小

通過計算發現，當有效熱流密度為130.60kW/m2時，70ms 內，SPP-1型、SPP-2型和SPP-3型微細通道的單位時間長徑比變化比率分別為-581%/s、-453%/s 和+415%/s；當有效熱流密度增大到150.70kW/m2時，70ms 內，SPP-1 型、SPP-2 型和SPP-3型微細通道的單位時間長徑比變化比率分別為-877%/s、-620%/s和+824%/s。說明在給定質量流率下，當熱流密度較小時，通道內的受限氣泡較小，相分離作用效果不明顯；隨著熱流密度的增大，通道內的受限氣泡增大，相分離結構微細通道壓降改善效果明顯增強，且通道的氣相轉移面積越大，改善效果越好。當熱流密度增大到150.70kW/m2時，多孔SPP-1型微細通道在同等時間內降低受限氣泡長徑比的效果最明顯。

此外，為探究沸騰傳熱階段受限氣泡基于相分離膜實現相分離的傳質推動力大小，對受限氣泡生長過程進行受力分析，結果如圖13。單個氣泡的生長要經歷自由生長Ⅰ階段、受限生長Ⅱ階段、受限拉長生長Ⅲ階段。氣泡在生長過程中受表面張力在豎直方向上的分量Fs、壁面壓力Fw、氣泡內驅力Pb、液相壓力Pl以及相鄰通道壓力P0的共同作用。氣相通過PTFE 相分離膜所需的跨膜壓力Pk可以由式(19)[31]計算得到。

圖13 受限氣泡生長過程受力分析

式中，K為通道幾何參數相關的常數，本文將其命名為氣相分離系數，K=nk/fiw。

由于氣泡內外壓力無法直接測量和計算，且本實驗的跨膜壓力遠大于氣泡內外壓力，因此可為Pl-P0替代Pb-P0提供有效的近似值，從而進一步得到受限氣泡長徑比隨時間變化的近似函數關系，計算見式(21)。

通過壓力測量儀對有效熱流密度為76.61kW/m2、質量流率為121.25kg/(m2·s)工況下MC和CMC的沿程壓力進行測量，并利用插值計算，得到可視化區域的跨膜壓力Pk為5.5kPa，同時將SPP-1 型與SPP-2型微細通道內受限氣泡在70ms 內的長徑比變化代入式(22)，計算得到SPP-1 和SPP-2 型的K值分別為0.69 (kPa·s)-1和0.62 (kPa·s)-1。結合可視化觀察結果，SPP-1和SPP-2型微細通道內的受限氣泡長度明顯小于SPP-3型無相分離結構，說明具有逆流的相分離結構微細通道能在一定程度上解決微細通道下游區域受限氣泡過長這一制約微細通道性能的難題。對比SPP-1和SPP-2的長徑比變化程度，SPP-2型在70ms內下降了0.847，而SPP-1型在同等時間內下降了1.052，說明通道的K值越大，通道內氣相轉移速率越快，受限氣泡長徑比減少程度越大。

4 結論

以相分離結構微細通道為對象，通過兩相壓降、單位長度兩相壓降的大小來表征不同相分離結構和換向周期對兩相壓降的影響，引入氣相分離系數K衡量不同相分離結構的氣相轉移速率，得到以下結論。

（1）相鄰通道間的壓差可以保證氣液分離持續進行，換向周期的長短對相分離結構微細通道的兩相流壓降具有一定的影響，本實驗工況下，最佳換向周期為120s。換向周期太短，工質受到劇烈擾動，加大了通道內的壓降；換向周期太長，通道內氣相分布不均，工質流動不穩定，通道內壓降增大。

（2）在本文實驗工況下，相分離結構能夠有效減小通道內的兩相流動阻力，且兩相流壓降減小的程度與熱流密度和開孔數量均相關。當有效熱流密度為117.11kW/m2時，多孔SPP-1 型微細通道兩相流壓降分別比少孔SPP-2和普通SPP-3型微細通道小3.60%、13.52%，單位長度兩相摩擦壓降分別小3.95%、 11.19%； 當有效熱流密度增大到150.70kW/m2時，兩相流壓降則分別小7.64%和24.71%，單位長度兩相摩擦壓降分別小8.38%、26.24%，說明在一定范圍內，熱流密度越大、開孔數量越多的相分離結構減緩壓降的能力越強。

（3）相分離結構能夠有效降低受限氣泡長徑比和加快通道內氣相的轉移。在有效熱流密度為76.61kW/m2、質量流率為121.25kg/(m2·s)工況下，70ms內SPP-1、SPP-2和SPP-3的單位時間長徑比變化比率ψbub分別為-382%/s、-343%/s、+149%/s，說明在相同工況下，受限氣泡的長徑比隨PTFE 相分離膜開孔數量的變化而變化，開孔數量越多，受限氣泡長徑比降低程度越明顯；受限氣泡在無相分離作用的普通型微細通道中會持續生長，長徑比持續增大。此外，70ms 內SPP-1 和SPP-2 結構的氣相分離系數K分別為0.69 (kPa·s)-1和0.62 (kPa·s)-1，說明相分離結構開孔數量越多，K值越大，通道內氣相分離速率越快。

符號說明

A—— PTFE相分離膜氣相轉移面積，m2

cp,l—— 液相工質在一定壓力下的比熱容，J/(kg·K)

D—— 電極絲直徑，m

Dh—— 單條微細通道水力直徑，m

fi—— PTFE相分離膜的平均流動阻力，N

g—— 重力加速度，m/s2

hfg—— 工質的氣化潛熱，kJ/kg

k—— 幾何常數，由受限氣泡占據通道截面面積大小而定

l—— 受限氣泡長度，m

M，Mg—— 實驗段入口處質量流量、PTFE 相分離膜轉移的氣相質量流量，kg/s

Nch—— 流向相同的微細通道條數

n—— 單位面積孔穴密度

Pin，Pout—— 工質在通道進口、出口處壓力，Pa

Δp—— PTFE相分離膜兩側壓差，Pa

Δpi—— 第i時刻的總壓降，Pa

Q，Qloss—— 實驗段電熱管總功率、熱損失功率，W

S—— 加熱面積，m2

Tin—— 工質入口溫度，℃

Tsat—— 工質在對應壓力下的飽和溫度，℃

Δt—— 受限氣泡運動時間，s

V—— 液相工質進入實驗段的體積流量，L/h

w—— 受限氣泡寬度，m

z—— 測壓點到通道入口處距離，m

κ—— PTFE相分離膜滲透率，m2

μg—— 工質在氣態狀況下的運動黏度，Pa·s

ρl，ρg—— 工質在液態、氣態狀況下的密度，kg/m3

δ—— PTFE相分離膜厚度，m

ψbub,1，ψbub,2，ψbub,3—— SPP-1、SPP-2、SPP-3 型微細通道單位時間長徑比變化比率

下角標

a —— 加速度

f —— 摩擦力

g —— 氣相

grav —— 重力

in —— 微細通道進口

l —— 液相

out —— 微細通道出口

sp —— 單相流

tp —— 兩相流