能源研究与信息  2014, Vol. 30 Issue (4): 235-240   PDF    
引用本文
姜圣列, 马虎根, 徐法尧. 微通道内流动沸腾特性研究[J]. 能源研究与信息, 2014, 30(4): 235-240.
JIANG Sheng-lie, MA Hu-gen, XU Fa-yao. Experimental study on flow boiling heat transfer performance in the microchannel[J]. Energy Research and Information, 2014, 30(4): 235-240.
微通道内流动沸腾特性研究
姜圣列, 马虎根, 徐法尧    
上海理工大学 能源与动力工程学院, 上海 200093
收稿日期: 2014-01-05
基金项目： 国家自然科学基金资助项目(50876068)
作者简介：姜圣列(1987-),男(汉),硕士研究生.研究方向:微尺度沸腾换热.E-mail:arrang@126.com
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    
Experimental study on flow boiling heat transfer performance in the microchannel
JIANG Sheng-lie, MA Hu-gen, XU Fa-yao    
School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China
Abstract: The studies of flow boiling heat transfer in a microchannel at home and abroad are summarized, as well as the factors that influence the heat transfer coefficient, such as heat flux density, degree of superheat and dryness.Experimental and theoretical analysis of flow boiling heat transfer in the microchannel with a diameter of 0.65 mm and a length of 102 mm were carried out to obtain the relationship between the local heat transfer coefficient and dryness.And the dominated heat transfer mechanism at saturated flow boiling region in the microchannel was discussed according to the variation of heat transfer coefficient.The results show that it is difficult to determine the dominated heat transfer mechanism from the relationship between heat transfer coefficient and dryness.The comparison between the experimental data and the published predictive correlations is made, and most of the correlations can't predict the experimental data well.It is concluded that the models based on conventional theories are no longer suitable for the microchannel.
Key words: microchannel     flow boiling heat transfer     dryness     heat transfer correlation     model    

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.

图 1 实验装置示意图 Fig. 1 Schematic diagram of the experimental system
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

p> 当Lsp＜Lz时,测量点处的管道截面流体处于饱和段,流体温度为对应压力下的饱和温度,即

式中:Tsat为测量点压力下对应的饱和温度,假设管道内压力线性分布求解测量点处的压力.

局部换热系数

式中:qeff为内壁面有效热流密度;Twi为内壁面温度;h的最大不确定度为16.2%.

截面热平衡干度

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＜x＜0.35),根据文献[9]的划分,此区间对应为单相强制对流换热,这显然与事实不符,因此该划分方法在预测本实验时失效.实验管段截面积为0.338 mm2,根据文献[12]的判定,管内为核态沸腾主导的换热机制.图 2为饱和流动沸腾区换热系数随干度的变化关系,其中已标出了根据文献[10]判定的换热主导机制.从图中可看出,当壁面过热度小于2.75℃时换热系数都较大;当壁面过热度大于2.75℃时换热系数随干度(质量流率为定值,干度随着热流密度的增加而增大)的增加而减小.在本实验的饱和流动沸腾区的整个工况参数范围内,根据常规通道内的理论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.

图 2 换热系数随干度的变化 Fig. 2 Variation of heat transfer coefficient with vapor quality

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＜x≤0.02时,换热系 数随干度增加而增大;当0.02＜x≤0.04时,换热系数处于较大,其值远大于其它区域的换热系数;当0.04＜x≤0.35时,换热系数随干度的增加而减小,由于x为0.06~0.13时出现了低干度区烧毁现象,所以 此区域内的实验无法进行,从而无法得到对应的换热系数.

图 3 局部换热系数随干度的变化 Fig. 3 Variation of local heat transfer coefficient with vapor quality

图 3中的负干度区域(-0.10＜x≤0)为单相流动换热和过冷流动沸腾换热区域.在单相流动换热区域,热量通过内壁面与液体间的强制对流换热方式进行传递,换热系数随着热流密度的增加而线性增大.热流密度逐渐升高,壁面温度随之升高,管内流体的过冷度减小,直至某一状态时测量点处内壁面温度和流体温度间的关系满足了沸腾起始点的条件,则测量点处的壁面开始产生气泡,流动和换热进入过冷流动沸腾换热模式.根据常规通道内过冷流动沸腾理论,核态沸腾主导着换热机制,换热系数随着热流密度的增加而增大,管内流体的温度一直在升高,液体的过冷度逐渐减小.随着热流密度继续增加,管内流体温度一直升高到饱和温度并维持在饱和状态,管内流动沸腾换热进入饱和流动沸腾换热区域(x＞0).根据常规通道饱和流动沸腾理论,低干度区核态沸腾主导着换热机制,换热系数随着热流密度增加而增大.随着热流密度的继续增加,管内气泡聚合形成弹状和环状,从而使管内流型由泡状流演变为环状流,塞状流和环状流的出现有可能抑制气泡的产生.核态沸腾受到抑制,环状流区域控制的强制对流蒸发成为主导的换热机制.图 3中换热系数变化趋势与这些常规理论有很大的不同.换热系数的峰值出现在0.02＜x≤0.04,明显小于常规通道内换热系数峰值出现的范围,例如文献[13]中为0.70＜x＜0.90. 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＜x＜0.35时换热系数随干度的变化趋势.这说明两种关联式不再适用于本实验工况,抑或这种基于常规理论的模型不再适用于微通道.

图 4 实验数据与常规关联式的比较 Fig. 4 Comparison between the experimental data of saturated flow boiling in microchannel and predicted values with conventional correlations

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＜x＜0.35区域换热系数随干度增加而减小的趋势外,其它的关联式均失效.在很宽泛的区域Jatuporn关联式的预测值和实验值较吻合.值得注意的是,根据本实验工况参数得到的Thome关联式的预测值在x＞0.15时,换热系数几乎不随干度变化而改变.这是因为在此区域时,根据Thome模型提供的公式得到的本实验工况参数时的起始液膜厚度δ0,小于最小液膜厚度δmin=0.3×10-6 m.在实验数据处理过程中取δ0=δmin意味着该工况下拉长气泡周围的液膜不再参与换热过程,这显然与事实不符.Thome模型中也明确指出该模型对最小液膜厚度和液膜形成过程的强烈依赖.根据本文研究可发现Thome模型中最小液膜厚度或采用液膜形成过程模型存在不合理性.

图 5 微通道内饱和流动沸腾实验数据与微通道关联式的比较 Fig. 5 Comparison between the experimental data and the published predictive correlations of microchannel
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＜x＜0.35时换热系数的变化趋势.这说明两种关联式不再适用于本实验工况,抑或这种基于常规理论的模型不再适用于微通道.除了基于微通道建立Jatuporn和Thome关联式能基本预测0＜x＜0.35区域换热系数随干度的增加而减小趋势外,其它关联式均失效.在很宽泛的区域Jatuporn关联式的预测值和实验值比较吻合.

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 R-113[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 two-phase refrigerant flow in mini-channels[C].Proceeding of the 33rd National Heat Transfer Conference,Albuquerque,NM,1999:1-8.
[5] WAMBSGANSS M W,FRANCE D M,JENDRZEJC-ZYK J A,et al.Boiling heat transfer in a horizontal small-diameter 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 small-diameter 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 coefficient 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/mini-channels[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 stratified-wavy,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 R-134a and R-407C 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 R-22,R-134a,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 mini-channels[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 flow 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 micro-tubes:Part Ⅱ-Heat transfer characteristics and critical heat flux[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2007,50(25/26):5017-5030.