R-134a 在帶空化入口微通道內(nèi)的沸騰換熱實驗研究

1、文章編號：CAR171R-134a 在帶空化入口微通道內(nèi)的沸騰換熱實驗研究徐洪波1 田長青1 曹宏章1 梁楠1,2 司春強1,2(1. 中國科學(xué)院理化技術(shù)研究所，北京，100190；2. 中國科學(xué)院研究生院，北京，100190摘 要 針對微通道內(nèi)流動沸騰過程中出現(xiàn)的振蕩現(xiàn)象，引入了水力空化概念，并據(jù)此設(shè)計了兩種不同水力直徑、帶空化入口結(jié)構(gòu)的微通道。通過沸騰換熱實驗研究，帶空化入口微通道內(nèi)的流動沸騰未出現(xiàn)不穩(wěn)定現(xiàn)象。結(jié)果表明較窄的通道沸騰換熱系數(shù)較大，且加熱功率相同時流量的增加會導(dǎo)致沸騰段液相含量的增加，反而抑制沸騰。最后，利用增強模型基本形式，通過數(shù)值迭代方法建立了適用于本實驗的飽和流動沸騰兩

2、相換熱預(yù)測實驗關(guān)聯(lián)式，預(yù)測誤差在±20%以內(nèi)，預(yù)測平均絕對誤差為11.9%。關(guān)鍵詞 微通道 沸騰換熱 空化入口 R-134aEXPERIMENTAL INVESTIGATION ON R-134a BOILING HEAT TRANFER IN MICROCHANNEL WITH CAVITATION ENTRYXu Hongbo1 Tian Changqing 1 Cao Hongzhang 1 Liang Nan 1,2 Si Chunqiang 1,2(1. Technical institute of physics and chemistry, CAS, Beijing,

3、100190; 2. Graduate university ofCAS, Beijing, 100190Abstract Two microchannel sections with different hydraulic diameters and cavitation entry were fabricated in order to solve the flow boiling oscillation in microchannel. The flow boiling experimental results show that there is no unstable two-pha

4、se flow observed in the experiments. The boiling heat transfer coefficient in the narrower microchannel is higher, and the increase of the flow rate with the constant heating power results in the content enhancement of liquid phase in the boiling section, which restricts the flow boiling. On the bas

5、is of the enhancement model, the boiling heat transfer coefficient correlation is fitted by numerical iterative method. Compared to the experimental data, the error of simulated results by the correlation is within 20%, and the meaning absolute error is 11.9%. Keywords Microchannel Boiling heat tran

6、sfer Cavitation entry R-134a器內(nèi)沸騰換熱不穩(wěn)定兩相流會引起氣泡周期性充滿0 前言 微通道，造成通道氣堵，從而引起壁面溫度急劇升高，造成散熱器件不能得到有效冷卻甚至被燒毀1。隨著微電子、激光技術(shù)、航天技術(shù)的飛速發(fā)展，大功率電子元件的散熱熱流密度大越來越大，傳統(tǒng)因此，如何控制微通道蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑不穩(wěn)定兩相的冷卻方式已無法滿足要求。微通道換熱正是在這流動是保證微制冷系統(tǒng)正常工作的前提和基礎(chǔ)。 種背景下發(fā)展起來的一種新型冷卻技術(shù)。微通道內(nèi)此外，由于微通道內(nèi)流動沸騰換熱機理的復(fù)雜比表面積大，加上相變氣化潛熱，使得微通道沸騰性，盡管目前對此進行了很多的實驗研究工作，但換熱在發(fā)熱

7、熱流密度大、發(fā)熱面溫度分布要求均勻至今尚未形成公認(rèn)的微尺度通道內(nèi)的沸騰換熱機的場合，如二極管泵浦固體激光器散熱，具有廣闊理。而現(xiàn)有微通道蒸發(fā)器的設(shè)計又迫切需要相關(guān)理的應(yīng)用前景。 論的指導(dǎo)，因此，對微通道內(nèi)沸騰換熱規(guī)律的研究具有重要意義。 對于采用微通道蒸發(fā)器的微型制冷系統(tǒng)，蒸發(fā)基金項目：國家自然科學(xué)基金項目（50676099）1 不穩(wěn)定性抑制方法及實驗驗證作者簡介：徐洪波，（1979-），男，助理研究員Bergles 和Kandlikar 在2005年首次系統(tǒng)地論述了微通道內(nèi)流動沸騰過程中出現(xiàn)的振蕩現(xiàn)象，認(rèn)為振蕩現(xiàn)象出現(xiàn)的主要原因是通道內(nèi)氣泡向上游快速生長，導(dǎo)致了逆向回流，并且建議了幾種抑制振

8、蕩的方式2；隨后Kandlikar 3、Ali Kosar 4、王國棟和鄭平5,6、Brandon Schneider 7,8等人均進行了不穩(wěn)定性抑制方法的實驗驗證并取得了一定的研究成果。已有研究表明抑制沸騰過程中氣泡的快速生長是抑制通道內(nèi)沸騰過程中的振蕩現(xiàn)象的一個有效方法。常規(guī)尺度水力空化的研究表明近壁面處空化泡的湮滅會產(chǎn)生高速微射流，如果在空化過程中伴隨有沸騰過程，那么近壁面處空化泡的湮滅所產(chǎn)生的高速微射流則有可能擊碎生長過程中的沸騰泡，從而避免大尺寸氣泡的產(chǎn)生。而所謂空化是指液流流經(jīng)的局部區(qū)域，壓強若低于液體溫度所對應(yīng)的飽和蒸汽壓，液體就會發(fā)生空化。在低壓區(qū)空化的液體挾帶著大量的空泡形成

9、兩相流，因而破壞了液體宏觀上的連續(xù)性，液流挾帶著的空泡在流經(jīng)下游壓強較高的區(qū)域時，空泡將發(fā)生湮滅，因此空化現(xiàn)象包括空泡的發(fā)生、發(fā)育和湮滅，是一個非恒定過程。流體力學(xué)研究結(jié)果表明，在一定的流動狀態(tài)下，水力空化必然發(fā)生，尤其是高流速以及出現(xiàn)繞流時對于觸發(fā)空化極為敏感9-11，例如文丘里管、后臺階和孔板即為管內(nèi)典型的空化結(jié)構(gòu)。其中文丘里管喉部由于主流流速增大易于觸發(fā)空化，而后臺階流動則是由于剪切渦層以及繞流渦的渦中心壓力降低易于觸發(fā)空化，孔板內(nèi)的流動則綜合了上述兩種空化觸發(fā)因素。我們將空化效應(yīng)引入微通道。為獲得近壁面的空化區(qū)，本文采用截面突擴的微通道形式，希望由截面突擴處的繞流渦觸發(fā)水力空化。圖1為

10、變截面微通道實驗板結(jié)構(gòu)。微通道實驗板材料為紫銅，厚度為2mm ，中間為長度l a =10mm、通道寬0.1mm 、通道深0.2mm 的微通道1；兩邊對稱的是長度l b =10mm、通道寬0.2mm 、通道深0.2mm 的微通道2；再向兩邊對稱布置的是長度l c =10mm、通道寬3mm 、通道深0.2mm 的微通道3，其中通道1和2構(gòu)成所考察的微通道。薄膜加熱器長20mm ，寬15mm ，電阻27，布置在通道1、2的背面。 圖1 微通道實驗板結(jié)構(gòu) 實驗過程中保持制冷劑流量為18ml/min。圖2(a(d 分別為加熱量0W 、15W 、 33W 和59W 時制冷劑 R-134a 在通道截面突擴區(qū)

11、域的流型照片。可以看到在設(shè)置了空化結(jié)構(gòu)（突擴截面）后，在加熱量較大的變動范圍內(nèi)可以保持穩(wěn)定的沸騰過程。由此可以確定引入水力空化效應(yīng)后可以有效抑制通道內(nèi)沸騰過程中的振蕩現(xiàn)象。(a 加熱量0W(b 加熱量15W(c 加熱量33W(d 加熱量59W 圖2 不同加熱量時的流型2 空化入口微通道內(nèi)流動沸騰實驗為了能夠較為準(zhǔn)確進行沸騰段換熱系數(shù)測算，對微通道實驗板結(jié)構(gòu)進行了改進，如圖3(a所示。工質(zhì)依次經(jīng)過通道板進口1、通道2、通道截面突縮3、通道4、通道截面突擴5（空化結(jié)構(gòu)）、通道6以及通道板出口7流動。在通道板背面刻槽，埋入熱電偶，可以準(zhǔn)確測量通道壁面溫度，同時可以減少通道板沿通道軸向的導(dǎo)熱，熱電偶布

12、置如圖3(b所示，通道板背面埋入6根熱電偶測量通道壁面溫度，其中熱電偶1對應(yīng)于通道4中心，沿流動方向間隔4mm 布置，直至熱電偶6。布置熱電偶后通道板背面保溫。通道板進口聯(lián)箱內(nèi)溫度、壓力視為通道板進口溫度T in 、壓力p in ，通道板出口聯(lián)箱內(nèi)壓力視為通道板出口壓力p out ，沸騰實驗中通道板出口溫度為出口壓力對應(yīng)的飽和溫度T outsat ，而不是通道板出口聯(lián)箱內(nèi)溫度T out ，壓力采用壓力傳感器測量。GFilm heater321(a 改進后的微通道實驗板 GT 6 T 5 T 4 T 3 T 2 T 1(b熱電偶布置位置圖3 改進后的微通道實驗板示意圖2.1 實驗?zāi)康募胺椒?.1

13、.1 冷態(tài)實驗冷態(tài)實驗的主要目的是估算單相流動時通道的摩擦阻力系數(shù)。通過調(diào)節(jié)實驗系統(tǒng)中的冷水機組，降低通道板進口溫度T in ，增加液體進口過冷度，測量流量和通道內(nèi)的總壓降；然后改變流量，進行不同工況下的冷態(tài)實驗。依據(jù)常規(guī)尺度通道單相液流規(guī)律，單相液流通過通道各段的阻力損失分別為：通道板進口1：p 1=1×u 22/2 （1） 通道2：p 2= f 2×L 2/D 2×u 22/2 （2） 通道截面突縮3：p 3= 3×u 42/2 （3） 通道4：p 4= f 4×L 4/D 4×u 42/2 （4） 通道截面突擴5：p 5= 5&

14、#215;u 42/2 （5） 通道6：p 6= f 6×L 6/D 6×u 62/2 （6） 通道板出口7：p 7= 7×u 62/2 （7） 其中：為局部阻力系數(shù)；f 為摩擦阻力系數(shù)；L 為通道長度；D 為水力直徑；為制冷劑液體密度；u 為流動速度。上述各段阻力之和即為冷態(tài)實驗時通道板進、出口壓降，即：P=7P i （8）i=1眾多的微通道內(nèi)單相流動研究表明通道內(nèi)的流動摩擦阻力系數(shù)與R e 數(shù)相關(guān)，對于本文所采用的通道結(jié)構(gòu)，通道2的截面積遠(yuǎn)大于通道4和6的截面積，則通道2的阻力p 2在總壓降中所占比例很??；而通道4和6內(nèi)的R e 數(shù)相差很小，可以認(rèn)為近似相等，

15、由此可以假定三段通道內(nèi)的流動摩擦系數(shù)相同，均為f ；各局部阻力系數(shù)沿用常規(guī)尺度通道的規(guī)律，僅與通道結(jié)構(gòu)有關(guān)，通過實驗測量壓降和流量，即可估算出流動摩擦系數(shù)f 。2.1.2 沸騰實驗沸騰實驗的主要目的是測算通道內(nèi)的沸騰換熱系數(shù)。針對不同流量和加熱量等各工況進行實驗，測量流量、進出口聯(lián)箱內(nèi)壓力和溫度、通道壁面溫度，通過可視化手段確定沸騰起始點(OLNB位置，其中通過變頻調(diào)節(jié)泵轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)流量，采用調(diào)壓器調(diào)節(jié)加熱量。沸騰換熱系數(shù)測算時首先要確定單相液流段的吸熱量。由實驗所測流量參照冷態(tài)實驗結(jié)果確定單相液流段的流動摩擦系數(shù)，通過可視化手段由流型確定沸騰段的起始位置(OLNB，則可根據(jù)單相液流段的阻力損失確

16、定沸騰段起始位置的飽和壓力p OLNBsat ，得到對應(yīng)的飽和溫度T OLNBsat ，進而獲得單相液流段的吸熱量Q hl ，即：Q hl = c p ×m&×(T OLNBsat T in （9） 式中：c p 為液體比熱， 為質(zhì)量流量。則沸騰段吸熱量為：Q hb =Q h -Q hl （10） 式中：Q h 為總加熱量。沸騰段內(nèi)流體平均溫度為：T b = (T outsat +T OLNBsat /2 （11）通道壁面平均溫度為： T 1nn T q h w =（12） i =1i A b其中： n 測溫點個數(shù)；q h 沸騰段熱流密度，W/m2； 測溫點距通道表

17、面距離，m ； 基板材料導(dǎo)熱系數(shù)，純銅導(dǎo)熱系數(shù)為398W/(mK；A b 沸騰段通道表面積，即沸騰換熱面積，m 2。則通道內(nèi)的平均沸騰換熱系數(shù)為：h =Q hb /A b (T w -T b （13）2.2 實驗數(shù)據(jù)及分析本文進行了兩種通道截面尺寸的沸騰換熱實驗，各通道板的尺寸如下表1。表1 實驗用通道板各部分尺寸實 驗板長板厚通道通道2板編(mm(mm深度號(mm寬度長度水力(mm(mm直徑(mmA 實驗通道4通道6 板編號寬度長度水力寬度長度水力(mm(mm直徑(mm(mm直徑(mm(mmA B2.2.1 通道板A 實驗數(shù)據(jù)圖4為根據(jù)冷態(tài)實驗數(shù)據(jù)估算出的不同流量下通道的平均摩擦系數(shù)f 。圖

18、4 流動摩擦系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化通過調(diào)節(jié)齒輪泵轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)流量，實驗中選擇3種轉(zhuǎn)速：30Hz 、40Hz 和50Hz ，共9個工況。在不同流量和加熱功率下測量壓降和溫度，觀測流型，根據(jù)實驗結(jié)果進行沸騰換熱系數(shù)計算，首先要確定單相液流段的吸熱量。由每次所測流量參照冷態(tài)實驗結(jié)果可以確定單相液流時的流動摩擦系數(shù)，由流型可以確定沸騰段的起始位置，因此可以根據(jù)單相液流段的阻力損失確定沸騰段起始位置的飽和壓力，進而獲得單相液流段的吸熱量。對沸騰換熱實驗結(jié)果進行整理，可以得出圖5(a(c所示關(guān)系。圖5(a為不同泵轉(zhuǎn)速時壓降與加熱功率的關(guān)系，圖5(b為沸騰換熱系數(shù)與加熱功率的關(guān)系，圖5(c為平均壁面過熱度與加熱功

19、率的關(guān)系。(a壓降與加熱功率關(guān)系(b沸騰換熱系數(shù)與加熱功率關(guān)系(c平均壁面過熱度w,sh 與加熱功率關(guān)系圖5 沸騰換熱實驗數(shù)據(jù)結(jié)果由圖5(a可以看到流量以及加熱量的增加導(dǎo)致壓降增大，而沸騰換熱系數(shù)和平均壁面過熱度的情況則有所不同，這是由于不同工況的沸騰起始位置不同所導(dǎo)致的沸騰段液相含量不同所造成的，對比圖5(b和圖5(c可以看到當(dāng)泵轉(zhuǎn)速為30 Hz和50Hz 時沸騰換熱系數(shù)和平均壁面過熱度隨加熱量的增加而增大，而轉(zhuǎn)速為40 Hz時的沸騰換熱系數(shù)和平均壁面過熱度曲線則是不同的，這是由于通過觀察，泵轉(zhuǎn)速為30 Hz時OLNB 在通道4進口，泵轉(zhuǎn)速為50 Hz時OLNB 在通道4出口。對比圖5(b和

20、圖5(c中加熱量為23W 時泵轉(zhuǎn)速30 Hz和40Hz 時的情況，以及加熱量為8W 和15W 時泵轉(zhuǎn)速40Hz 和50 Hz時的情況，可以發(fā)現(xiàn)在沸騰起始位置相同時流量的增加引起沸騰換熱系數(shù)和平均壁面過熱度的下降。上述實驗結(jié)果說明沸騰換熱系數(shù)和平均壁面過熱度將隨干度增加而增大。2.2.2 通道板B 實驗數(shù)據(jù)圖6為根據(jù)冷態(tài)實驗數(shù)據(jù)估算出的不同流量下通道的平均摩擦系數(shù)f 。對比圖4可以看出，由于通道板B 的橫截面積比通道板A 的小很多，即使是在較小的流量情況下，其制冷劑流速也很高，因此其摩擦系數(shù)下降較快，很快達(dá)到阻力平方區(qū)。 圖6 流動摩擦系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化實驗中選擇5級轉(zhuǎn)速，分別為30Hz 、3

21、6 Hz、40 Hz、45 Hz和50 Hz，每種轉(zhuǎn)速下進行三種加熱功率實驗，因此共有15個工況。對實驗結(jié)果進行整理，可以得出圖7所示不同轉(zhuǎn)速下沸騰換熱系數(shù)與加熱功率的關(guān)系。可以看出，通道B 實驗結(jié)果與通道A 實驗結(jié)果具有相同規(guī)律，即加熱功率增加導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)增大。同樣，由于OLNB 位置不同的原因，泵轉(zhuǎn)速為30 Hz時，沸騰換熱系數(shù)在加熱功率為23W 時隨著沸騰換熱面積增加反而有所降低。 圖7 不同轉(zhuǎn)速下沸騰換熱系數(shù)與加熱功率的關(guān)系2.3 通道板A 、B 實驗結(jié)果的對比分析從圖8可以看出，較窄的通道沸騰換熱系數(shù)較大，在較高加熱功率時尤為顯著，但是流量增加可能導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)減小，抑制沸騰，說明對應(yīng)

22、一個加熱熱流密度存在一個最佳的質(zhì)量流量使換熱系數(shù)達(dá)到最大值。 (a Q =15W(b Q=23W圖8 通道板A 、B 沸騰換熱系數(shù)對比3 適用于本實驗的換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式 對通道板 A、B 進行上述大量實驗的目的就是 為了得到一個能適用于這類換熱情況的換熱系數(shù) 關(guān)聯(lián)式，以便對后面的相變熱沉設(shè)計在換熱系數(shù)選 取方面有一個較可靠的依據(jù)。 現(xiàn)有的關(guān)聯(lián)式可分為兩大類，即區(qū)分流型的換 熱模型和不區(qū)分流型的換熱模型。區(qū)分流型的換熱 模型將冷卻工質(zhì)在管內(nèi)蒸發(fā)時的傳熱粗略地分為 兩個換熱區(qū)，核態(tài)沸騰和強制對流蒸發(fā)區(qū)。這兩個 換熱區(qū)內(nèi)換熱系數(shù)與熱流密度和質(zhì)量流速的關(guān)系 與典型的細(xì)小通道內(nèi)流動沸騰換熱的研究結(jié)果相 一

23、致。其中，核態(tài)沸騰對應(yīng)的主要流型是泡狀流， 強制對流蒸發(fā)對應(yīng)的流型主要是環(huán)狀流。但這種方 法計算起來比較復(fù)雜。 現(xiàn)有不區(qū)分模型的通道內(nèi)流動沸騰換熱模型 大致可以分為四類，即疊加模型、兩者擇大模型、 漸進模型和增強模型。 通過實驗流型可以看到，在各種流量和加熱功 率下，工質(zhì) R-134a 的氣化量還是比較小，因此我 們認(rèn)為微通道中的流動仍然以單相液流為主。據(jù) 此，在換熱模型選取上我們選擇了與實驗現(xiàn)象相近 的增強模型。該模型以單相對流換熱系數(shù)乘以增強 因子 E 作為總的換熱系數(shù)，其基本形式為： htp = E hL 0.4 hL = 0.023Re0.8 PrL kL L dh 0.7 -0.86

24、 E = 1 + 100 Bo + 2.3Co q Bo= G hLg 0.5 0.8 1-x g Co= x L (16 圖 9 是利用擬合關(guān)聯(lián)式（16）和實驗數(shù)據(jù)的比 較結(jié)果。由圖可見，超過 94.4%的數(shù)據(jù)點都在±20% 的誤差范圍內(nèi)。利用平均絕對誤差公式（17）將所 有的實驗數(shù)據(jù)與擬合關(guān)聯(lián)式式計算的結(jié)果進行比 較，得出的平均絕對誤差為 11.9%。 MAE = 1 htp,pred htp,exp × 100% N htp,exp (17 式中：N 為實驗樣本數(shù)。 htp = E hL 其中：E= f(Bo, Co； (14 Bo = q ，表示沸騰數(shù)； G hLg

25、 a b 1 x g Co = ，為對流數(shù)，a、b 為 x L 待定常數(shù)。 根據(jù)已有經(jīng)驗公式，可將增強因子表達(dá)為如下 形式： 圖9 沸騰換熱系數(shù)實驗值與擬合值比較 4 結(jié)論 本文針對微通道內(nèi)流動沸騰過程中出現(xiàn)的振 蕩現(xiàn)象進行了分析，引入了水力空化概念，并據(jù)此 設(shè)計了兩種不同水力直徑、含空化入口結(jié)構(gòu)的微通 道。通過這兩種通道的沸騰換熱實驗研究，得到以 下結(jié)論： （1）針對微通道內(nèi)出現(xiàn)振蕩現(xiàn)象的主要原因，結(jié) 合常規(guī)尺度水力空化的研究結(jié)果，采用截面突擴的 通道形式將水力空化效應(yīng)引入微通道沸騰過程，實 驗流形表明在設(shè)置了空化入口結(jié)構(gòu) （截面突擴） 后， 在加熱量較大的變動范圍內(nèi)通道中可以保持穩(wěn)定 E

26、= 1 + A Boc + B Cod (15 式中 A、B、c、d 為待定常數(shù)。 則根據(jù)通道板 A 的實驗數(shù)據(jù)， 可以用迭代方法 求得這些待定常數(shù)為： a=0.8；b=0.5；c=0.7；d=-0.86；A=100；B=2.3。 因此，我們對通道板 A 的實驗數(shù)據(jù)進行擬合， 獲得的變截面微通道內(nèi)流動沸騰換熱特性實驗關(guān) 聯(lián)式如下： 的沸騰過程，可以確定引入水力空化效應(yīng)后能夠有 效抑制通道內(nèi)沸騰過程中的振蕩現(xiàn)象。 （2）加熱功率相同時流量的增加會導(dǎo)致沸騰段液 相含量的增加，進而引起沸騰換熱系數(shù)和平均壁面 過熱度的下降，抑制沸騰，這說明沸騰換熱系數(shù)和 平均壁面過熱度將隨干度增加而增大。 （3）進行

27、了 0.5mm-1mm 和 0.2mm-0.4mm 兩種不 同水力直徑變截面微通道的實驗，結(jié)果表明較窄的 通道沸騰換熱系數(shù)較大。 （4）利用增強模型基本形式，通過數(shù)值迭代方法 建立了適用于本實驗的飽和流動沸騰兩相換熱預(yù) 測實驗關(guān)聯(lián)式， 用這個新的關(guān)聯(lián)式對通道板 B 的實 驗結(jié)果進行了預(yù)測，并與實驗結(jié)果進行了對比，發(fā) 現(xiàn)誤差在±20%以內(nèi)，并且實驗的平均絕對誤差為 11.9%。 參考文獻 1 R. Mertz, A. Wein, M. Groll. Experimental investigation of flow boiling heat transfer in narrow ch

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