微尺度流动沸腾不稳定性的控制策略

余同谱，徐进良，刘国华

(1.安徽工业大学能源与环境学院，安徽马鞍山243002；2.华北电力大学能源动力与机械工程学院，北京102206)

微尺度流动沸腾不稳定性的控制策略

余同谱1，徐进良2，刘国华1

(1.安徽工业大学能源与环境学院，安徽马鞍山243002；2.华北电力大学能源动力与机械工程学院，北京102206)

微尺度流动沸腾不稳定性是发生在换热微通道内的一种复杂现象，其不稳性流动与传热给热控对象带来有害振动，使局部热力过程发生变化，导致传热恶化，产生不均匀的热应力，造成设备疲劳损坏。因此，如何有效抑制此类不稳定性的发生，以提高相变传热效率十分重要。针对目前国内外学者提出的沸腾不稳定性控制策略进行论述，这些策略大致可以分为主动式与被动式两大类。主动控制方法包括加种子汽泡、注入空气、用纳米流体三类；被动控制方法包括做入口节流装置、人工核化穴、用拓展通道等。文中对每种方法的原理、技术手段及其性能与优缺点等进行深入细致的阐述、对比与讨论，并对其未来的发展趋势作了展望。论述内容对微通道相变换热系统的设计、控制及运行有重要指导意义。

微通道；相变；不稳定性；主动式；被动式

Ledinegg[1]于1938年提出两相流不稳定性概念以来，两相流不稳定性的问题引起研究者广泛的关注。1960年前后，能源工业迅速发展，人们对锅炉和沸水堆(BWR)的关注，使更多学者开始关注两相流沸腾换热系统。如，Yadigaroglu[2]描述了两相流不定性及其传播规律。微通道内两相流沸腾不稳定性可分为动态和静态不稳定性两类。动态不稳定性是指工况呈现周期性且有一定规律，主要受压力、质量流量、温度等参数的影响，相应分为三种脉动类型：压降脉动、密度波脉动以及热流脉动。静态不稳定性则是指工况呈现非周期性且没有特定的规律，影响因素主要有系统压降和两相流不稳定性等，这些因素一旦起作用就会导致流量发生偏移、流型发生变换及传热机理的变化。流动沸腾传热是由沸腾和两相流动耦合在一起的一种热流体流动过程。任何影响沸腾传热和两相流的因素都会给系统带来不稳定性，导致系统内机械振动、甚至设备热疲劳损坏、沸腾传热性能下降等不良后果。

微通道中的沸腾传热可能涉及核沸腾和对流沸腾，目前主流研究认为对流沸腾占主导地位，弹状流和环状流是主要流型模式[3]。脱离壁面后的汽泡运动(携带着潜热)影响两相流动特性，也直接决定了沸腾传热性能。单相流传热是一种对流传热(包括自然对流和强迫对流)，它的传热驱动力是壁面温度与主流温度之间的温差。而两相流传热是相变传热和对流传热的耦合，相变传热靠不断生长的汽泡剧烈扰动边界层对流传热，称为微对流。因此，研究汽泡生长和运动方式对沸腾传热的影响十分重要。

近年来，研究者对微尺度沸腾不稳定性发生机理与控制手段开展大量的研究。代表性方法有：向微通道中加入换热介质，如在微通道的入口设置微汽泡发生器[4]，加入种子汽泡以增强换热；在流体介质中加入纳米流体[5-6]，利用纳米流体的高导热性能强化沸腾传热；在通道入口设置空气喷射器[7]，在微通道内形成稳定的气液两相流相变换热。另一方法是改造微通道结构，在入口设节流装置[8]，防止快速增长的汽泡反冲。Kuo等[9]在微通道内壁构造人工核化穴，降低微通道内沸腾过热度，以减轻沸腾不稳定性。Lee等[10]用拓展三角型微通道替代矩形微通道，克服惯性逆流，抑制蒸汽的反向流动。

微尺度流动沸腾不稳定性的控制策略很多，目前多数研究者对其机理及技术手段还缺乏全面了解，本文针对国内外学者提出的沸腾不稳定性控制策略进行综述，按照主被动关系对每种方法的原理、技术手段及其性能与优缺点进行详细分析与讨论，并对其未来的发展方向作出展望。

1 主动式方法

1.1 种子汽泡

在一定质量流量与热流密度条件下，当通道内的流体开始沸腾时，通道壁面或拐角处的汽化核心将生成大量汽泡，这些汽泡受热后致使泡内压力升高后脱离壁面，被来流带入下游。同时在流动过程中不断吸热生长，聚合成长汽弹。当有大量汽泡在过热通道内吸热快速流动时，便会爆裂产生大量蒸汽，突然的能量释放导致通道内产生强大的逆压，致使汽泡群向上游移动，发生流动逆转现象。一旦蒸汽产生率减小，逆流又会被惯性来流抑制。周而复始，通道内的压降和温度就会产生较大的脉动，导致流动沸腾不稳定，过程如图1(a)所示。徐进良等[11]发现在测量微通道中瞬态流型演变时，微通道的尖锐角区有利于产生汽化核心。随后，该研究组[12-13]针对硅基微通道中缺少汽化核心、沸腾起始点过高等难题，提出种子汽泡热流控技术，此法不仅可以阻滞蒸汽反冲，有效控制沸腾不稳定性，还可以大幅提升换热性能。

1.1.1 实验原理

图1 蒸汽反冲和种子汽泡蒸发器Fig.1 Principle of vapor recoil and the seed bubble evaporator

刘国华等[4]在微通道入口处设微汽泡发生器，采用方波脉冲电压激励产生可控微汽泡，在时间序列上产生的汽泡串被来流带入微通道，充当沸腾核化穴的种子，使过热微通道处于持续稳定沸腾状态。图1(b)为该实验装置。微蒸发器采用标准的MEMS(Micro-Electro-Mechanical System)工艺制造，由上层玻璃晶片和下层硅晶片键合而成。在上层玻璃内面靠近通道入口处溅射5个Pt薄膜微加热器，与各通道对应形成种子汽泡发生器阵列。在下层硅晶片上表面刻蚀有5个并联微通道及流体进出孔，在硅片背面和微通道对应位置溅射有Pt主加热薄膜，作为模拟热源加热流体。通过脉冲函数发生器产生高低电平来控制种子汽泡的频率，当种子汽泡发生器处于高电平时，薄膜表面产生微气泡，由于薄膜加热器温度比周围液体高，Marangoni效应[14]使微汽泡附着在薄膜加热器上，当种子汽泡发生器处于低电平时，薄膜加热器上的温度迅速下降至低温，此时由温差引起的Marangoni效应消失，微汽泡在来流的剪切作用下，脱离加热器流入下游。持续的种子汽泡流提供大量的沸腾核化中心及热交换界面，有效增强热质传输面积，这些核化中心吸热相变生长后把热量带走，从而保证通道内稳定高效沸腾换热状态。

文献[4]表明，在单相流过热微通道中，种子气泡能有效控制微通道内的沸腾起始点，在较低过热度下诱发微通道内沸腾换热。对高热流作用下的大幅不稳定性沸腾流，低频种泡发射能有效控制系统压降、进出口温度及通道内壁温度的脉动幅度，压降幅度下降3.8 kPa左右，温度幅度下降约10℃，并且也减少各参数的脉动周期。高频种泡发射条件下，种子汽泡能够彻底抑制沸腾不稳定性，压降幅度自沸腾时5.85 kPa稳定维持在8.9 kPa，温度自波动时86℃下降到63℃左右。主要原因是种子汽泡的持续产生，使得通道上游内的气液换热面积增大，这些汽泡沿着流动方向不断吸热生长聚合成弹状流，并最终形成环状流，随着薄液膜上的蒸发换热，增强传热性能。

1.1.2 优缺点分析

种子气泡的优势是能主动、数字化操控沸腾换热过程，显著增强微通道内沸腾换热。不足之处是需要在通道内集成种子气泡发生器以产生微汽泡，换热器制备过程复杂，成本较高。

1.2 纳米流体

自Choi等[15]提出“纳米流体”概念后，纳米流体逐步被引入高效换热研究。纳米流体是指把纳米量级的金属、金属氧化物颗粒或非金属粉体分散到水、醇、油等常用液态工质中，制备成均匀、稳定、高导热的功能性流体。由于纳米流体具有较高的导热系数，使得纳米流体作为一种新型换热介质具有巨大的应用前景。目前对纳米流体的研究还处在初级阶段，对其传热机理尚未建立统一认识。Bang等[16]在对Al2O3纳米流体研究过程中，发现纳米流体在核态沸腾时出现换热恶化的情况，但临界热流密度却有很大提高。Kedzierski等[17]研究CuO-R134 Ra的沸腾换热特性，发现加入纳米颗粒后，换热效率有很大提高。Lee等[18]研究了铜基微通道中纳米流体的换热特性，结果表明纳米流体能强化单相对流换热，这与宣等[19-20]的研究结果一致。徐立等[5-6]在水力直径为143 μm的矩形硅基微通道中，以纳米流体作为流动工质，较好解决了传统流体换热效率低和沸腾不稳定性问题。

1.2.1 实验原理

Wasan等[21]的实验以及Chengara等[22]的模拟研究表明纳米流体具有显著特性：纳米颗粒加入会使得气液固三相线朝着气相方向移动，致使汽泡脱离直径变小，脱离频率加快。当流动沸腾时，微通道中上游流体工质有向下游蒸汽区流动的强烈趋势，使得干涸区域范围缩小，从而降低蒸汽反冲的可能性。此外，纳米流体的加入使得通道内的流型发生明显地改变，主要以小汽泡和泡状流为主。由于泡状流的换热效率要明显高于弹状流，加上纳米流体的高导热性能，因此微通道内持续稳定沸腾。Thome等[23]提出沸腾换热三区模型，为便于说明纳米流体流动沸腾换热规律，徐立等[6]在此基础上提出纳米流体流动沸腾四区换热模型，如图2左所示。其中干涸区内为加热壁面与气态之间的换热，因此换热效率极低；在薄液膜区，液膜蒸发发生相变换热，换热效率较高；在液态主体区，由于纳米流体的导热系数比纯水高得多，因此在该区域的换热效率也相当高；此外，纳米流体还具有一个纯水所没有的薄液膜换热区域，在该区域中，由于液膜较薄，加上纳米颗粒的加入使液膜导热系数升高，因此在该区域具有很高的换热系数。换热系数变化情况如图2右所示。可见，纳米颗粒的加入显著提高基液的导热性能，并形成稳定液膜，从而强化沸腾换热。

文献[6]表明：1)加入纳米颗粒后，当流动达到 沸腾时，壁温脉动一开始，热流密度就会显著提高。另外，沸腾不稳定性起始点明显后移，使得微通道稳定沸腾区域对应的热流密度扩宽了2 700 kW·m-2，扩大近一倍。2)纳米颗粒的加入使得沸腾流型变得明显不同。在低热流密度条件下，通道内形成许多小汽泡，并没有出现占据整个微通道的大汽泡，流型随时间也没有明显变化，从而微通道能够持续稳定沸腾。另外，由于汽泡直径较小，对流动流体产生的阻力小，因此采用纳米流体作为工质系统的压降要比纯水小；在高热流密度条件下，通道内流型主要以泡状流与拉长的泡状流为主，并没有出现很长的汽弹，微通道内也没有出现汽塞，阻力变化不明显，因此换热效率很高。沸腾持续稳定地进行，直到加热功率达到12 500 kW·m-2温度才出现小幅度波动，且幅度不超过30℃，而压降幅度不足7 kPa。

图2 纳米流体在微通道内的流动沸腾换热模型Fig.2 Four-zone heat transfer model

1.2.2 优缺点分析

纳米颗粒加入后，流型以泡状流为主，显著提升换热性能，不稳定沸腾起始点后移，得到更宽的稳定沸腾区。特别是在高热流密度条件下，这种作用更为鲜明。不足之处是纳米流体会增加额外费用。此外，纳米颗粒易沉积在通道底部，阻碍流体工质的流动，导致壁面传热恶化。

1.3 注入空气

微通道壁面温度过热时，生成的蒸汽泡会发生爆炸性增长，出现严重的反向流动，给系统带来不稳定性，因此汽泡的生成应控制在低过热区域。为了在微通道内得到稳定流动沸腾，除前面所介绍的种子汽泡发生器，还可以用注入空气的方法获得汽泡。例如Agostini等[24]在入口处设置小孔引入空气，可以在较低的过热度下使汽泡成核，图3(a)给出注入空气形成气液两相流的过程。然而，通过空气跃离小孔很难控制汽泡几何尺寸。Han等[7]在此基础上做了改进，在入口处安装空气喷射器来取代小孔，实验装置见图3(b)，此法优点就是可以在不同的操作条件下控制流动模式。他们以水为工质，向微通道中注入空气，通过改变注入的空气和流体的质量流量来控制微通道中汽泡和液塞的长度，从而维持微通道中的稳定流动沸腾和高效换热。

图3 气液两相流形成和空气喷射器Fig.3 Formation of vapor liquid two-phase flow and air injector

1.3.1 实验原理

在入口处设置空气喷射器，以一定的质量流量向微通道中注入空气，入口处会快速形成气液两相流，在还没有进入加热区域前流态已变为弹状流。由于空气的热容远低于水，气液两相流的液膜温度比单相流的液膜温度要高得多。因此，气液两相流的液膜可以在过冷区域蒸发，避免蒸汽泡爆炸性膨胀。经研究小组调查发现[7]，微通道中气液两相流没有发生相变，由于循环弹状流的存在，换热效率很高。换热系数最初保持不变或稍减小，随着蒸汽率的提高，换热系数急剧增大，因此强化沸腾传热。结果表明，向微通道中注入空气确实是一种切实有效的方法，当流动达到沸腾时，温度和系统压降脉动幅度均显著降低，且具有较高的传热系数。

文献[7]表明：1)注入空气时，微通道中未出现严重的反向流动现象，系统压降和温度几乎不发生变化，即使在高热流密度下，系统压降和温度也只是轻微波动。同时，可以获得很高的传热系数；2)注入空气的质量流量较大时，整个过程的流型几乎不发生变化，主要以环状流与段塞流为主。它们之间交替的频率很高，但是段塞流的长度却有所变短，这是由于干涸区的范围增大的缘故；3)由于液膜在低过热度下稳定地蒸发，避免蒸汽泡爆炸性膨胀，平均压降略有增加，但脉动幅度却大大降低，壁面温度几乎恒定。

1.3.2 优缺点分析

相比种子汽泡与纳米流体法，此法相对经济。其次，该方法形成的气液两相流，可以在过冷区域蒸发，不仅避免严重的反向流动导致的换热恶化，而且有效抑制系统压降和温度大幅度脉动，提高传热系数，强化沸腾传热。不足之处是会或多或少均夹杂有不凝性气体，这些不凝结气体会越来越多地汇集在液膜附近，阻碍蒸汽靠近，降低换热系数，使换热效率降低，因此有必要安装气-液分离器。另外由于空气的氧化使得微通道内可能出现有机增长，在入口处形成污垢，严重影响到系统稳定性流动沸腾和换热，因此在注入空气前有必要增加一个过滤器以除去氧气，或者将空气改为惰性气体。

2 被动式方法

2.1 入口节流装置

微通道入口结构，会极大影响微通道流动沸腾的不稳定性。在普通微通道内，当蒸汽泡长到触壁时，会向上游拓展，发生流动逆转，导致微通道沸腾不稳定。在微通道入口设置节流装置，可以有效阻止蒸汽泡反冲，使微通道处于稳定沸腾。Qu等[25]在21根横截面积231µm×713 μm的平行微通道中进行流动沸腾实验，结果发现由于上游可压缩体积不稳定性导致出现严重的压降振荡，这是由平行通道间流动干涉引发的，见图4(a)。于是他们在入口处安装球形节流阀，增加入口处的压力梯度，减少上游可压缩性空间，解决了由于反向流动导致的压降波动。Kandlikar等[26]在微通道入口处安装比横截面面积小得多的一系列小孔进行节流，流体在进入微通道前首先跃离这些小孔，由于小孔的节流作用能够很好地阻止蒸汽反向流动，从而达到消除沸腾不稳定性的目的。王国栋等[8]在入口处安装节流装置，如图4(b)所示，显著改善微通道内沸腾不稳定性，同时获得较高的传热系数。

图4 平行通道间流动干涉和入口节流装置Fig.4 Flow interference between parallel channels and the inlet throttling device

2.1.1 实验原理

Qu等[25]的实验研究发现，在平行通道间由于流动干涉会在两个通道之间产生相位差接近180°的流量脉动。当一个系统中有很多平行通道时，则几乎看不出流量脉动现象，这是由于很多通道均匀分摊较小脉动的缘故。通道之间的脉动是由于密度波不稳定性引起的，一个通道产生的密度波振荡，就会引起相邻诸通道的振荡。根据王国栋等[8]的研究发现，由于每个微通道的入口限制，会在入口处形成一个陡峭的压力尖峰梯度，以抵抗下游干涸区局部液膜蒸发产生的逆压，从而避免蒸汽反向流动带来不稳定性。入口处生成的孤立小汽泡，在向下游移动过程中受热膨胀聚合成大汽泡，随后变成细长的汽弹，最终发展成为环状流，故沸腾换热系数很高。另外，由于极小的入口直径，减轻平行微通道之间的流动干涉，同时抑制上游可压缩空间不稳定性和移动不稳定性。因此，在入口处安装节流装置，可以有效抑制反向蒸汽流动，达到稳定沸腾。

文献[8]表明：1)在微通道入口安装节流装置，流体工质的流入受到限制，达到稳定流动沸腾，并且在这些微通道内，没有蒸汽反向流动。2)在微通道角区某些位置，弹状流和环状流的液膜瘦成核液膜，该核液膜的生命周期很短，约0.14 ms。同时，可以观察到微通道的干涸现象。Taylor流[27-28]是由一系列长度稳定的汽泡和液弹组成，并且汽泡和液弹会周期性交替出现。随着蒸汽质量的增加，干涸区周期增加，由于Taylor流汽泡的液膜容易破裂，导致微通道干涸。3)安装入口节流装置可以获得很高的换热系数。在过冷沸腾区域阶段，随着出口蒸汽质量的增加，传热系数随之增大。但从局部沸腾过渡到充分发展核沸腾，由于局部干涸的存在，传热系数随着出口蒸汽质量的增加而降低。

2.1.2 优缺点分析

入口节流装置构造简单，便于制造和维修，成本低，经济性好。该方法不仅可以有效限制蒸汽泡的反向流动，使系统稳定，而且可以获得很高的换热系数，强化沸腾传热。此法特别适用于高热流密度微通道，可以避免过大的温度波动和早期怠倦。缺点是由于入口节流装置的节流作用，当流体通过一小孔时一部分静压将转变为动压，流速会急剧增大，致使流体发生扰动，摩擦阻力增加，静压下降，达到降压调节流量的目的，但是这种调节方式精度不高，不能作调节使用，还会给整个系统带来很大的压力降，使系统不稳定；节流小孔处易冲蚀，因此对材料有较高要求。

2.2 人工核化穴

微通道光滑壁面严重阻碍汽泡成核，液体需要很高过热度才能产生汽化核心。在过热的液体中一旦产生蒸汽泡，随之发生爆炸性增长，引发不稳定沸腾流动振荡，以及过早地出现临界热流密度等。Bergles等[29]陈述了影响微通道换热的两大不稳定性：上游可压缩体积/压降和移动性不稳定性。随后Kuo等[9]通过细致的观察研究，对不稳定性沸腾起因提出另外两种解释：汽泡的快速增长和过早地出现临界热流密度。经过分析，他们认为人工核化穴能够有效地减缓振荡引起的汽泡快速增长，抑制上游可压缩体积不稳定性，从而得到一个更稳定的沸腾过程和长期稳定的核态沸腾。汽泡在人工核化穴上产生、脱离和移动过程见图5(a)。人工核化穴根据其连接方式可分为孤立的人工核化穴和相连的人工核化穴，如图5(b)，(c)所示。文献[30]在此基础上研究微通道出口压力对沸腾不稳定性的影响，发现高出口压力能提升流动工质饱和温度，有效延缓沸腾不稳定性的发生，降低系统压降和温度脉动幅度。之后，文献[31]又结合入口节流装置和人工核化穴两种方法，获得了更好的效果。

图5 在人工核化穴处汽泡的形成过程以及人工核化穴的两种类型实物图Fig.5 Formation of bubble and the two types of artificial nuclear cavities

2.2.1 实验原理

初始成核阶段，汽泡快速增长膨胀至触壁后迅速向上游扩展，引起蒸汽反冲，导致系统不稳定。这与以下两种机理有关：高过热度流体启动汽泡生长。由于液体过热，在成核之前，壁面达到很高的过热度，一旦触发沸腾，过热的汽泡会迅速改变相位引起爆炸性增长；汽泡增长过程中内部产生的很大压力。根据汽泡动力学可知，泡内压力升高，汽泡群周围液体区域的压力会暂时性增大，导致流动逆转。此时，局部压力的微小改变都可以在整个微通道中产生很大的作用力，使系统不稳定。因此，首先要降低液体的过热度，这可以通过人工核化穴来实现。其次，要能对汽泡增长过程中内部的高压快速作出响应，这可以通过在通道入口处设置小孔来解决。由于小孔的节流作用，从而降低汽泡增长速率。

过早地出现临界热流密度引起的不稳定性，上游可压缩体积不稳定以及平行通道不稳定均与临界热流密度过早出现有关。可以采用人工核化穴，在微通道中生成统一有序的汽泡，有效缓和局部空隙率变化，减轻由密度波引起的上游可压缩体积不稳定性，并减缓平行通道间由于流动干涉引发的不稳定性，同时这个效果也可以反过来抑制临界热流密度的过早出现。综上，人工核化穴通过提供大量的汽化核心，得到大量的汽泡，强化沸腾传热。同时，这些人工核化穴本身吸收一部分热量，避免汽泡快速增长带来不稳定性问题。

文献[9]表明：在普通微通道中，一旦发生核沸腾，便开始发生流动振荡，没有稳定沸腾区，它的核沸腾起始点ONB和流动振荡点OFO重合，开始振荡后内壁温度逐渐上升，换热恶化；而对于人工核化穴微通道，在低得多的热流密度下便发生核沸腾，在沸腾曲线中，温度斜率发生显著变化之后是更稳定的沸腾过程，最终能达到更高的临界热流密度。

2.2.2 优缺点分析

人工核化穴可以显著降低沸腾过热度，延缓汽泡成核，减轻流动振荡，得到更宽的稳定沸腾区域和更高的临界热流密度，并减轻流动沸腾不稳定性。不足之处是制造工艺复杂，会增大流动阻力，并有可能增加系统不稳定性发生的概率。

2.3 拓展通道

Chang等[32]在水力直径为86.3 μm的矩形截面平行微通道中研究流动沸腾不稳定性，发现在不稳定流动情况下的流型明显不同于稳定流动情况，采用流动逆转至入口室作为判断稳定流动和不稳定流动的标准，对应的压降为6 kPa，建立流型图6(横坐标为相变数Npch，纵坐标为过冷度Nsub)来区分两相流稳定性与不稳定性的界限。可见具有均匀截面微通道的稳定区域非常狭窄，非常接近零出口质量线Xe=0，这清楚地表明在具有均匀截面设计的平行微通道中的流动沸腾是非常不稳定的。Lee等[10]用拓展三角形微通道(沿流动方向呈现三角形渐扩的截面设计)替代矩形微通道(等截面设计)研究微通道截面几何形状对沸腾传热的影响，如图7(a)所示，并意外地发现弹状流蒸汽泡在微通道中呈指数增长。实验结果表明，在沸腾传热方面，拓展通道比矩形通道更好，两相流沸腾在拓展通道中更稳定。还有Kandlikar等[33]把人工核化穴和拓展通道结合起来混合使用，达到不错的效果。

图6 以无量纲过冷度和相变数表示的稳定性边界[32]Fig.6 Stability boundary on the flow map of subcooling number vs.phase change number

2.3.1 实验原理

拓展通道之所以能够稳定沸腾传热，是因为入口处缓变收缩结构，一旦达到沸腾条件，就会在汽泡成核位置会产生一个压力尖峰梯度，可以有效克服反冲气流的惯性，抑制蒸汽反向流动，从而保证微通道稳定沸腾。随着壁面加热温度的升高，纯水的粘度会降低，因此，系统压降随着热流密度的增加而下降，但热流密度不能过大，否则将会由于局部干涸导致压降增大，致使系统不稳定。为便于说明，将入口中心线与两侧的夹角称为发散角α，如图7(b)所示，当发散角α设计的比较小时，拓展通道越接近平行通道，可以在一定程度上约束蒸汽反向流动，降低沸腾不稳定性。当发散角α设计的比较大时，虽然有助于抑制蒸汽反向流动，但同时也减慢了流速，可能会导致更密集的沸腾或蒸发，甚至引发干涸，特别是靠近出口处，所以一个适宜大小的发散角α对于稳定流动沸腾至关重要。另外，可以从稳定性图表和非维数[34]两方面都能解释渐扩断面的拓展微通道，流动沸腾区域更宽，稳定性更好。

图7 拓展三角型通道的原理结构图和轴测图Fig.7 Principle of extending channel and the axis mapping of triangular microchannel

文献[10]表明：1)拓展通道中不存在流动逆转现象。沸腾时汽泡的生成、生长，运动都很平稳，具有稳定的沸腾区域和较高的沸腾传热系数；2)在拓展通道里，由于汽泡和壁面之间的液膜快速蒸发，弹状流中的汽泡呈现指数增长。此外，拓展通道中汽泡的增长速率要大于均匀截面微通道；3)在相同的热流密度条件下，沸腾开始后，拓展微通道和矩形微通道中存在大致相同的两相流压降，对于矩形微通道，入口处的压力缓慢下降，接近出口处压力下降得很快，因为在下游区域产生更多的蒸汽。相反地，对于拓展微通道，入口处的压力迅速下降，接近出口处压力逐渐慢慢下降，这是由于微通道入口处的压力尖峰梯度抵抗蒸汽反向流动的结果。

2.3.2 优缺点分析

拓展微通道有较大的惯性作用，可以有效阻滞蒸汽反向流动，减轻流动沸腾过程中的脉动，获得较高的传热系数。不足的是和人工核化穴法一样，大大增加流动阻力。

3 各种方法比较

通过系统的分析与探讨，各方法的原理、技术手段、性能等见表1。

表1 各种方法的比较Tab.1 Comparison of various methods

4 发展方向与展望

1902年，Wood[35]描述了衍射光栅的反常衍射现象，这是因光波激发等离子体元诱发表面等离子体振动所致。Ritchie[36]于1957年发现，高能电子束穿透金属介质时，激发出金属自由电子在正离子背景中的量子化振荡运动；不仅在等离子体内部存在等离子体振动，而且在等离子体和其他电介质界面也存在表面等离子体振动。随后，人们发现除电子束以外，用电磁波，如光波，也能激发表面等离子体振动。表面等离子体共振是一种新奇的光物理效应。在光照作用下，金属纳米粒子表面的自由电子会发生极化，在纳米粒子内部产生偶极子，它们会随着电磁场的变化而集体振荡，在特定波长光波下会产生强烈的表面等离子体共振，吸收入射光。光诱导等离子体生成汽泡见图8(a)。等离子体共振需要一定条件：尺寸、形貌合适的等离子体激元；离子体激元周围的电介质环境；激发光源的波长与能量；以及激发源与等离子体间的匹配关系等。金、银、铂等贵金属纳米粒子均具有很强的等离子体共振效应。金属纳米粒子表面等离子体光学在能源、催化、生物医学成像等领域有广泛的应用前景。

2009年，Adleman等[37]研究了等离子体加热非均相催化反应。实验在100 μm×40 μm的微通道中进行，采用PAC(聚合氯化铝)结构装置图8(b)。顶盖为透明PDMS(聚二甲基硅氧烷)基片，用于接收入射光。金属纳米粒子通过PVP(聚乙烯吡咯烷酮)光刻技术涂覆到基底载玻片上，形成纳米催化阵列。实验中，采用二极管泵浦绿光激光器为驱动源，发射波长为532 nm。并用彩色CCD相机(Charge-coupled Device Camera)加显微镜观察该过程。实验发现：1)以纯净水为工质时，在微通道角区观察到稳定的汽泡，且此汽泡会随着光源位置的移动而被拖拽，关闭激光时，该汽泡几乎瞬间消失；2)用水-乙醇混合液为工质时，连续生成汽泡非常明显，当激光束扫过后，汽泡会消失，在微通道中可以观察到羽流，见图8(c)。长时间运行后，激光聚焦区域变黑并伴有固定沉积物，拉曼光谱检测发现这是C沉积或焦化形成的，这很好证明纳米金属等离子体的热催化作用。

图8 金属纳米汽泡形成原理图和微通道中的羽流成像Fig.8 Nano-bubble formation mechanism and the plume imaging in microchannel

Fang等[38]进行光诱导金属纳米粒子等离子体激发产生蒸汽实验研究，采用表面增强拉曼散射技术，以光子作探针，实时监测过程的相关参数，如汽泡半径、气泡内压力以及纳米粒子的表面温度。其微通道宽度远大于激光束的直径，当使用足够强度的激光直接照射金属纳米粒子时，就会在金属纳米粒子表面发生电子共振现象。吸收的能量迅速转化为热量，并且这个热量可以很快传递到周围液体中，使之蒸发产生汽泡。实验发现：1)当激光的功率较低时，纳米粒子的热量传递到液体中，形成一个稳态热梯度，当激光的功率较高时(≥25 MW)，液体汽化形成纳米汽泡，其蒸汽壳相当于一层热屏障，减少热量传递到周围的液体中；2)微泡尺寸大小取决于入射光的强度，以及金属纳米粒子间的平均间距。入射光强度越大，粒子间平均间距越短，汽泡尺寸越大。相邻纳米汽泡中心会聚合形成更大的微泡膜，包络几个纳米汽泡。

光控表面等离子体技术可实现在纳米尺度上操控光子：精细调控加热位置、加热区域大小、和热量持续时间。因此，该技术的发展有望解决微尺度沸腾传热问题。把表面等离子体光控技术应用于微通道沸腾传热中，在微通道内壁做等离子点光热核化穴，用于汽泡成核。将汽泡发生器改成等离子体激元发生器，发射一定的金属纳米颗粒固定在相应等离子点光热核化穴处，然后以一定脉冲频率及功率激光直射加热微通道中的等离子体激元，驱动表面等离子体共振。等离子体相当于一个能量转换器，将吸收的光子能量转化为热能，周围液体被该热能加热后发生汽化，当流体开始沸腾时，就会在在等离子点光热核化穴处产生汽泡，从而使微通道中的流动沸腾能够持续稳定高效进行。

光控表面等离子体法的优点是过程高度区域化，无需任何外接线路，通道周围环境可保持为室温，有效避免高温损坏，不足之处是需要激光激发。

5 结 论

微尺度沸腾传热不稳定性控制一直是国际传热学的研究热点，目前研究仍停留在对实验现象观察上，对微尺度沸腾不稳定性的发生机理及其控制手段还需更深层面的认识。迫切需要发展切实可行的方法来抑制微通道中流动沸腾不稳定性，本文所论述的方法中，主动式方法是向微通道中加入大量换热介质来稳定强化沸腾传热，这些介质可以是种子汽泡，纳米流体或者空气；被动式方法是通过改变微通道结构来抑制两相流沸腾不稳定性，可以在微通道入口处安装节流装置，或在通道内壁加刻人工核化穴，也可以采用拓展微通道，但这些方法会增加流动阻力，给系统带来不稳定性因素。文中的论述结果对微通道相变换热系统的设计、控制及运行有重要指导意义，具有明显的工业应用价值。

[1]LEDINEGG M.Instability of flow during natural and forced circulation[J].Die Warme,1938,61(8):891-898.

[2]YADIGAROGLU G.Two-phase flow instabilities and propagation phenomena[C]//Two-phase Flows in Nucl Reactors.NewYork: Von Karman Inst for Fluid Dyn,1978:19-34.

[3]KOSAR A,KUO C J,PELES Y.Suppression of boiling flow oscillations in parallel microchannels by inlet restrictors[J].Journal of Heat Transfer,2006,128(3):251-260.

[4]刘国华，徐进良，李倩，等.微通道内种子汽泡抑制沸腾不稳定性研究[J].工程热物理学报,2010,31(6):975-978.

[5]XU L,XU J L.Nanofluid stabilizes and enhances convective boiling heat transfer in a single microchannel[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2012,55(21):5673-5686.

[6]徐立，李玉秀，徐进良，等.微通道中纳米流体流动沸腾换热性能研究[J].高校化学工程学报,2011,25(4):559-564.

[7]HAN Y,SHIKAZONO N.Stabilization of flow boiling in a micro tube with air injection[J].Experimental Thermal and Fluid Science,2011,35(7):1255-1264.

[8]WANG G D,CHENG P,BERGLES A E.Effects of inlet/outlet configurations on flow boiling instability in parallel microchannels [J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2008,51(9):2267-2281.

[9]KUO C J,KOSAR A,PELES Y,et al.Bubble dynamics during boiling in enhanced surface microchannels[J].Journal of Microelectromechanical Systems,2006,15(6):1514-1527.

[10]LEE PC,PAN C.Boiling heat transfer and two-phase flow of water in a single shallow microchannel with a uniform or diverging cross section[J].Journal of Micromechanics and Microengineering,2007,18(2):203-209.

[11]XU J L,GAN Y H,ZHANG D C,et al.Microscale boiling heat transfer in a micro-timescale at high heat fluxes[J].Journal of Micromechanics and Microengineering,2004,15(2):362-376.

[12]LIUGH,XUJL,YANGYP.Seedbubblestriggerboilingheattransferinsiliconmicrochannels[J].MicrofluidicsandNanofluidics, 2010,8(3):341-359.

[13]XU J L,LIU G H,ZHANG W,et al.Seed bubbles stabilize flow and heat transfer in parallel microchannels[J].International Journal of Multiphase Flow,2009,35(8):773-790.

[14]TAKAHASHI K,WENG J G,TIEN C L.Marangoni effect in microbubble systems[J].Microscale Thermo-physical Engineering, 1999,3(3):169-182.

[15]CHOI S U S,EASTMAN J A.Enhancing thermal conductivity of fluids with nanoparticles[J].Office of Scientific&Technical Information Technical Reports,1995,231(1):99-105.

[16]BANG I C,CHANG S H.Boiling heat transfer performance and phenomena of Al2O3-water Nano-fluids from a plain surface in a pool[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2005,48(12):2407-2419.

[17]KEDZIERSKI M A,GONG M.Effect of CuO nanolubricanton R134a pool boiling heat transfer[J].International Journal of Refrigeration,2009,32(5):791-799.

[18]LEEJ,MUDAWARI.Assessmentoftheeffectivenessofnanofluidsforsingle-phaseandtwo-phaseheattransferinMicrochannels [J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2007,50(3):452-463.

[19]XUAN Y M,ROETZEL W.Conceptions for heat transfer correlation of nanofluids[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2000,43(19):3701-3707.

[20]XUAN Y M,LI Q.Heat transfer enhancement of nanofluids[J].International Journal of Heat and Fluid Flow,2000,21(1):58-64.

[21]WASAN D T,NIKOLOVAD.Spreading of nanofluids on solids[J].Nature,2003,423(6936):156-159.

[22]CHENGARA A,NIKOLOV A D,WASAN D T,et al.Spreading of nanofluids driven by the structural disjoining pressuregradient[J].Journal of Colloid and Interface Science,2004,280(1):192-201.

[23]THOME J R,DUPONT V,JACOBI A M.Heat transfer model for evaporation in microchannels Part I:presentation of the model[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2004,47(14):3375-3385.

[24]AGOSTINI B,THOME J R,FABBRI M,et al.High heat flux flow boiling in silicon multi-microchannels Part I:heat transfer characteristics of refrigerant R236fa[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2008,51(21):5400-5414.

[25]QU W,MUDAWAR I.Measurement and prediction of pressure prop in two-phase micro-channel heat sinks[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2003,46(15):2737-2753.

[26]KANDLIKAR S G,WILLISTEIN D A,BORRELLI J.Experimental evaluation of pressure drop elements and fabricated nucleation sites for stabilizing flow boiling in minichannels and microchannels[C]//ASME 3rd International Conferenceon Microchannels and Minichannels.Canada:American Society of Mechanical Engineers,2005:115-124.

[27]DANG M H,YUE J,CHEN G W,et al.Formation characteristics of taylor bubbles in an microchannel with a converging shape mixing junction[J].Chemical Engineering Journal,2013,223(5):99-109.

[28]党敏辉，任明月，陈光文.微反应器内入口结构对Taylor气泡形成过程的影响[J].化工学报，2014,65(3):805-812.

[29]BERGLES A E,KANDLIKAR S G,BERGLES A E.On the nature of critical heat flux in microchannels[J].Journal of Heat Transfer,2005,127(1):701-707.

[30]KUO C J,PELES Y.Pressure effects on flow boiling instabilities in parallel microchannels[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2009,52(1/2):271-280.

[31]KUO C J,PELES Y.Local measurement of flow boiling in structured surface microchannels[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2007,50(23/24):4513-4526.

[32]CHANG K H,PAN C.Two-phase flow instability for boiling in a microchannel heat sink[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2007,50(11):2078-2088.

[33]KANDLIKAR S G,KUAN W K,WILLISTEIN D A,et al.Stabilization of flow boiling in microchannels using pressure drop elements and fabricated nucleation sites[J].Transactions of theASME Series C Journal of Heat Transfer,2006,128(4):389-396.

[34]LU C T,PAN C.Stabilization of flow boiling in microchannel heat sinks with a diverging cross-section design[J].Journal of Micromechanics and Microengineering,2008,18(7):669-675.

[35]WOOD R W.On a remarkable case of uneven distribution of light in a diffraction grating spectrum[J].Proceedings of the Physical Society of London,1902,18(1):269-275.

[36]RITCHIE R H.Plasma losses by fast electrons in thin films[J].Physical Review,1957,106(5):874-881.

[37]ADLEMAN J R,BOYD D A,GOODWIN D G,et al.Heterogenous catalysis mediated by plasmon heating[J].Nano Letters, 2009,9(12):4417-4423.

[38]FANG Z Y,ZHEN Y R,NEUMANN O,et al.Evolution of light-induced vapor generation at a liquid-immersed metallic nanoparticle[J].Nano Letters,2013,13(4):1736-1742.

责任编辑：丁吉海

Controlling Strategies for Flow Boiling Instability in Microchannels

YU Tongpu1,XU Jinliang2,LIU Guohua1
(1.School of Energy and Environment,Anhui University of Technology,Ma’anshan 243002,China;2.School of Energy Power and Mechanical Engineering,North China Electric Power University,Beijing 102206,China)

Microscale flow-boiling instability is an intriguing phenomenon in heat-transfer microchannels.The instable flow and heat transfer induces harmful vibration to the thermal equipment,and shifts the thermal dynamic process,resultingininefficientheattransferandnon-uniformthermalstress,creatingfatiguedamagetotheequipment. It is thus important to suppress such instability and improve the efficiency of phase change heat transfer.In this article,the control strategies for flow boiling instability in microchannel are summarized.These strategies can be divided into two categories:active and passive schemes.The active-controlling methods include seed bubble technology,air bubble injection,nanofluids.The passive-controlling methods involve introducing inlet throttling device,fabrication of nucleation cavity,using expanding channels etc.This paper describes the principle,technical routes and performance of each kind of the methods.The advantages and disadvantages of the proposed approaches are compared and discussed.Future research directions are additional targeted.The result of this study provides guidance of the design,control and operation of micro-heat transfer system.

microchannels;phase change;instability;active methods;passive methods

TK 124

A

10.3969/j.issn.1671-7872.2016.04.006

1671-7872(2016)04-0332-11

2016-09-20

国家自然科学基金项目(51576002)；安徽工业大学青年科研基金(QZ201415)；安徽省教育厅财政厅引进高校领军人才团队项目(DT14100334)

余同谱(1991-)，男，安徽潜山人，硕士生，主要研究方向为微尺度传热。

刘国华(1979-)，男，安徽黄山人，教授，主要研究方向为多相流热质输运。