微通道内流动沸腾特性研究
2015-01-27姜圣列马虎根徐法尧
姜圣列 马虎根 徐法尧
摘 要： 对国内外微通道流动和换热的研究实验作了总结，阐述了影响微通道换热系数的因素，如热流密度、过热度和干度等.对去离子水在内径为0.65 mm、长为102 mm的圆形管道内流动沸腾换热进行了实验研究，得到了局部换热系数随干度的变化关系，进而根据换热系数的变化趋势讨论了饱和流动沸腾区微通道内主导的换热机制.结果表明：从换热系数随干度的变化关系很难判定主导的换热机制；将实验数据与已发表的预测关联式进行了比较，发现大多关联式都失效，说明基于常规理论的模型不再适用于微通道.
关键词：微通道； 流动沸腾换热； 干度； 换热关联式； 模型
中图分类号： TK 124 文献标志码： A
随着传统机电系统微型化的发展及其应用领域的不断扩大，有关流体在微通道中流动和换热的研究也越来越引起人们的重视，传统流动和传热理论在微尺度下是否依然适用是目前研究的重要课题之一[1].但微细通道内的流动沸腾特点还没有被清晰地阐明.因此国际上逐步形成了微细尺度传热这一新的分支学科.Lazarek等[2]对R113在小通道和大管道的流动沸腾特征作了对比，结果与Kandlikar[3]的关联式吻合较好，但高干度区存在一定差别.Kamidis等[4]对1.59 mm小管内R113的流动沸腾换热实验数据作了整理，并与Kandlikar关联式进行了比较，结果发现，液相雷诺数Re1=5 720时，两者吻合较好，但Re1=2 370时，关联式结果偏低.Wambsganss[5]的实验显示出热流系数对热流密度和质量流率的依赖性，这表明核态沸腾和对流沸腾机理对换热有重要影响.
Tran等[6]实验研究了R12在管径为2.92 mm圆管内的流动沸腾换热特性，实验结果表明，当壁面过热度大于2.75 K时，局部换热系数受质量流量（50～695 kg·m-2·s-1）和平衡干度（0.20～0.75）的影响不大，但会随着热流密度的变化而改变.根据常规通道内流动沸腾换热理论，Tran认为微通道内流动沸腾总是核态沸腾换热模式，并将实验数据拟合成核态沸腾主导关联式形式，即q=aΔTn，其中：q为热流密度；ΔT为过热度；a为常数；n=2.7.这种形式是典型的池沸腾关联式.实验结果表明，当壁面过热度小于2.75 K，沸腾曲线的斜率发生很大的改变.Tran认为换热模式转变为强制对流主导，换热系数只是随着热流密度的变化而改变.
Zhao等[7]的实验结果表明，在一定热流密度区间，换热系数不随热流密度变化而变化.而Hwang等[8]的实验表明，在很宽泛的干度区间热流密度及质量流量都对换热系数有很大的影响.
Jatuporn等[9]研究了R134a在水力直径分别为1.1 mm和1.2 mm微通道内的流动沸腾换热特性.结果表明，换热系数变化趋势与Jatuporn关联式[10]符合较好.Jatuporn关联式是在单相强制对流基础上加上两相修正因子S得到，在该关联式基础上又考虑了热流密度和质量流量的影响，分别以沸腾数Bo（代表加热量与蒸发量关系）和韦伯数We（代表惯性力和表面张力效应之比）表示，最终得到换热系数关联式h=f（S，Bo，We，h1），其中h1为单相时换热系数.
Li等[11]认为与沸腾换热有关的力有：重力、惯性力、黏性力和表面张力，用无量纲数Bond（浮力和表面张力的比值）和雷诺数Re表示.Li从力学角度拟合实验数据，将换热系数表示为这些无量纲数的关联式.此外，考虑到微通道内的沸腾实验表明了换热系数与热流密度和质量流量的关系，引入Bo.最终换热系数可表示为Bo、Bond和Re的函数，从而建立适用于微通道饱和流动沸腾换热关联式.
Thome等[12]提出了微管道内流动沸腾的三区模型.建立该模型的思路为：假定气泡在微通道内快速成核并生长到通道直径大小，气泡的生长空间受到管壁的限制，从而形成一系列拉长的气泡.与此同时，一薄层液膜在拉长的气泡和管壁间形成，此液膜将担负起热量传递的主要任务.周期性产生的气泡将下游的流动区域划分为液塞区和拉长气泡区.随着传热过程的进行，如果拉长气泡区部分液膜被蒸干还将产生汽塞区.在通道某一横截面位置液塞、拉长泡状流和/或汽塞随时间周期性通过.流体和管壁间的热量传递主要通过液塞的对流换热、拉长气泡液膜的导热和干涸区的蒸汽对流换热三部分进行.根据一个周期内三种换热模式在该截面处分别所占据的时间权重，计算一个周期内该截面处的局部时均换热系数.该模型可定性解释实验得到的换热系数的变化趋势，定量分析结果也较合理（67%的实验数据在模型预测值的±30%之内）.
综上可知，对于微通道流动沸腾还没有通用的换热关联式.本文对去离子水在直径为0.65 mm不锈钢圆形截面微通道内流动沸腾换热进行实验，得到换热系数随干度的变化趋势，然后将得到的饱和流动沸腾局部换热系数与已发表的基于常/微通道建立的预测关联式进行比较.
1 实验过程
1.1 实验装置
设计了标准大气压力下去离子水在微细通道内流动和换热研究实验装置，如图1所示.
该实验装置包括两部分：流体流动与传热部分和数据采集部分.实验运行流程为：储液箱内的去离子水在恒流泵的驱动下，以某一恒定流量进入预热段吸收热量达到某一恒定的出口温度.之后去离子水进入实验段，去离子水在实验段流动过程中吸收由直流加热电源提供的加热量，同时Agilent数据采集仪采集由压力传感器a、b分别测得的流体进、出口压力，由热电阻a、b分别测得的流体进、出口温度，热电偶a、b、c、d测得的实验段壁面温度，并将采集数据输入计算机.去离子水通过冷凝装置后流入烧杯，用电子天平称得液体的质量，用秒表记录称重时间，从而得出去离子水的流量.进、出口温度采用4线制热电阻测量，热电阻Pt100精度为A级；进、出口压力采用U.S.Setra 209系列压力传感器测量，精度为0.25%；壁面温度采用E型热电偶测量，标定精度为0.1℃；质量采用FA2004电子天平测量，精度为0.1 mg.微通道内径为0.65 mm，长度为102 mm.
1.2 实验步骤
实验过程中设定泵的转速为一定值，调节预热段加热器使实验段入口温度恒定在40℃，然后调节实验段的直流输出电源.随着实验段电源输出功率的增加实验段出口温度逐渐升高（此时入口温度一般也会发生小的波动，这主要是由热量沿微通道管壁和流体的轴向导热引起的，该部分本文并没有考虑）.在每个实验段输出功率对应的工况下，待流动和传热达到稳定状态约需30 min采集压力和温度数据，测量10 min的流量完成一个实验工况的工作.调节实验段直流输出电源的输出功率，过冷度很大时（本实验中壁面温度为70～98℃）一般以出口温度升高5℃为一个实验工况.完成这一流量下的实验工况重新设定泵的转速按照上述的步骤进行实验，直至完成实验.
2 实验数据处理
过冷段长度Lsp可根据热平衡计算得到，即式中：M为质量流量；cp为去离子水在进、出口平均压力时的定压比热；Tsat为去离子水在进、出口平均压力时的饱和温度；Tfi为去离子水在微通道入口处的温度；L为实验段的长度；Qeff为内表面有效加热量.
微通道内流体温度Tfz分为两部分：过冷段流体温度和饱和段流体温度.为此，要确定微通道内流体温度时首先要判定测量点是处于过冷段还是饱和段.
Lz为测量点距离微通道入口的距离.当Lsp>Lz时，测量点处的管道截面流体处于过冷段，则
式中：hi为微通道入口处焓值；hsat为测量点处压力对应的饱和焓值；hfg为进、出口平均压力值对应的汽化潜热；x的最大不确定度为6.8%.
3 实验结果及分析
实验过程中维持去离子水进口温度为65℃，质量流率G=339.1 kg·m-2·s-1.实验过程中质量流率产生了波动，干度较小时质量流率较大，干度较大时质量流率较小，此处取平均值.在求解局部换热系数时采用质量流率的实际测量值.逐渐增大热流密度，研究测量点处（距入口100 mm）局部换热系数随干度的变化.在整个实验工况内各参数变化范围为：G=296.4～379.5 kg·m-2·s-1；qeff=15.1～452.4 kW·m-2；x=-0.05～0.35.
3.1 微通道内流动沸腾换热系数
将文献[6]提出的划分换热主导机制的准则与本文实验结果进行比较.在饱和流动沸腾区（0.02 图3为测量点处局部换热系数随干度的变化关系，图中显示：当-0.10 数随干度增加而增大；当0.02 图3中的负干度区域（-0.10 3.2 实验数据与常规关联式的比较 图4为实验数据与文献[3]和[14]中的常规关联式的比较，从图中可看出，这两种基于常规通道的预测关联式均 不能很好地预测0 图5为实验数据与基于微通道建立的关联式的比较结果.从图中可看出，除了Jatuporn[10]和Thome[12]关联式能基本预测0
4 结 论
通过研究去离子水在直径为0.65 mm的圆形管道内的流动沸腾换热，得到了局部换热系数随干度的变化关系，进而根据换热系数的变化趋势讨论了饱和流动沸腾区微通道内主导的换热机制.将实验数据与已发表的预测关联式进行比较，主要结论为：
（1） 已发表的饱和流动沸腾区换热主导机制的判定准则均不能有效地判别本实验的主导换热机制.在本实验中饱和流动沸腾区的整个工况范围内，从换热系数随着干度的变化关系很难判定主导的换热机制.
（2） 两种基于常规通道的预测关联式均不能很好地预测0 参考文献： [1] 过增元.国际传热研究前沿——微细尺度传热[J].力学进展，2000，30（1）：1-6. [2] LAZAREK G M，BLACK S H.Evaporative heat transfer，pressure drop and critical heat flux in a small vertical tube with R113[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，1982，25（7）：945-960. [3] KANDLIKAR S G.Development of a flow boiling map for subcooled and saturated flow boiling of different fluids in circular tubes[ J].Journal of Heat Transfer，1991，113（1）：190-200. [4] KAMIDIS D E，RAVIGURAJAN T S.Single and twophase refrigerant flow in minichannels[C].Proceeding of the 33rd National Heat Transfer Conference，Albuquerque，NM，1999：1-8. [5] WAMBSGANSS M W，FRANCE D M，JENDRZEJCZYK J A，et al.Boiling heat transfer in a horizontal smalldiameter tube[J].Journal of Heat Transfer，1993，115（4）：963-972. [6] TRAN T N，WAMBSGANSS M W，FRANCE D M.Small circular and rectangular channel boiling with two refrigerants[J].International Journal of Multiphase Flow，1996，22（3）：485-498. [7] ZHAO Y，MOLKI M，OHADI M M，et al.Flow boiling of CO2 in microchannels[J].ASHRAE Conference，2000，106（1）：437-445. [8] HWANG Y W，KIM M S，RO S T.Experimental investigation of evaporative heat transfer characteristics in a smalldiameter tube using R134a[C].Proceedings of Symposium on Energy Engineering in the 21st Century，New York：Begell House，2000：965-971. [9] JATUPORN K O，SAKAMATAPAN K，WONGWISES S.Flow boiling heat transfer of R134a in the multiport minichannel heat exchangers[J].Experimental Thermal and Fluid Science，2011，35（2）：364-374. [10] JATUPORN K O，WONGWISES S.Experimental investigation of evaporation heat transfer coefcient and pressure of R410A in multiport minichannel[J].International Journal of Refrigeration，2009，32（1）：124-137. [11] LI W，WU Z.A general correlation for evaporative heat transfer in micro/minichannels[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2010，53（9/10）：1778-1787. [12] THOME J R，DUPONT V，JACOBI A M.Heat transfer model for evaporation in microchannels.Part Ⅰ：prosentation of the model[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2004，47（14-16）：3375-3385.
[13] WOJTAN L，URSENBACHER T U，THOME J R.Investigation of flow boiling in horizontal tubes：Part Ⅱ：development of a new heat transfer model for stratifiedwavy，dryout and mist flow regimes[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2005，48（14）：2970-2985.
[14] CHEN J C.Correlation for boiling heat transfer to saturated fluids in convective flow[J].Industrial and Engineering Chemistry Process Design and Development，1966，5（3）：322-329.
[15] LIE Y M，SU F Q，LAI R L，et al.Experimental study of evaporation heat transfer characteristics of refrigerants R134a and R407C in horizontal small tubes[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2006，49（1/2）：207-218.
[16] CHOI K I，PAMITRANA A S，OH C Y，et al.Boiling heat transfer of R22，R134a，and CO2 in horizontal smooth minichannels[J].International Journal of Refrigeration，2007，30（8）：1336-1346.
[17] BASU S，NDAO S，MICHNA G J，et al.Flow boiling of R134a in circular microtubes—Part I：study of heat transfer characteristics[J].Journal of Heat Transfer（ASME），2011，133（5）：0515021- 0515029.
[18] WARRIER G R，DHIR V K，MOMODA L A.Heat transfer and pressure drop in narrow rectangular channels[J].Experimental Thermal and Fluid Science，2002，26（1）：53-64.
[19] SUN L，MISHIMA K.An evaluation of prediction methods for saturated flow boiling heat transfer in minichannels[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2009，52（23/24）：5323-5329.
[20] BERTSCH S S，GROLL E A，GARIMELLA S V.A composite heat transfer correlation for saturated ow boiling in small channels[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2009，52（7/8）：2110-2118.
[21] QI S L，ZHANG P，WANG R Z，et al.Flow boiling of liquid nitrogen in microtubes：Part ⅡHeat transfer characteristics and critical heat flux[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2007，50（25/26）：5017-5030.
