郭保倉(cāng)，杜保周，劉志剛，孔令健，呂明明，李慧君

(1.山東省科學(xué)院流動(dòng)與強(qiáng)化傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東省科學(xué)院能源研究所，山東 濟(jì)南 250014；2.華北電力大學(xué)能源機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，河北 保定 071003)

【能源與動(dòng)力】

微柱群通道流動(dòng)沸騰兩相摩擦壓降特性研究

郭保倉(cāng)1,2，杜保周1,2，劉志剛1*，孔令健1，呂明明1，李慧君2

(1.山東省科學(xué)院流動(dòng)與強(qiáng)化傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東省科學(xué)院能源研究所，山東 濟(jì)南 250014；2.華北電力大學(xué)能源機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，河北 保定 071003)

為探究微柱群通道流動(dòng)沸騰兩相摩擦壓降的影響因素，對(duì)高度和直徑均為500 mm的微圓柱組成的叉排微柱群通道進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并借助高速攝像儀對(duì)通道內(nèi)不同加熱功率的氣液兩相流型進(jìn)行了記錄分析。實(shí)驗(yàn)中質(zhì)量流速范圍341～598.3 kg·m-2·s-1，熱流密度范圍20～160 W·cm-2，工質(zhì)出口干度范圍0～0.2。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，兩相摩擦壓降隨著質(zhì)量流速的增大而增大，隨著熱流密度的增大呈線(xiàn)性增長(zhǎng)；工質(zhì)進(jìn)口過(guò)冷度對(duì)兩相摩擦的影響隨著出口干度的升高逐漸減弱。通過(guò)可視化研究發(fā)現(xiàn)，隨著熱流密度的增大，微通道內(nèi)流動(dòng)沸騰的流型變化依次為泡狀流、環(huán)狀流，環(huán)狀流區(qū)兩相摩擦壓降明顯高于泡狀流區(qū)。

微通道；流動(dòng)沸騰；兩相流；可視化；兩相摩擦壓降

微通道沸騰換熱因汽化潛熱的釋放而具有較大的熱傳遞能力，作為一種高效微型散熱結(jié)構(gòu)，具有面體比大、傳熱系數(shù)高等優(yōu)點(diǎn)，近年來(lái)受到研究者的廣泛關(guān)注[1-6]。然而，此過(guò)程中產(chǎn)生的相變摩擦壓降耗費(fèi)電源功率、增大成本，成為制約微通道發(fā)展的一項(xiàng)重要因素。因此，對(duì)微通道相變摩擦壓降的研究顯得至關(guān)重要[7-9]。

Markal等[10]以去離子水為工質(zhì)在水力直徑為150 mm的正方形硅微通道內(nèi)進(jìn)行了沸騰換熱和壓降特性實(shí)驗(yàn)研究，通過(guò)壓降波動(dòng)來(lái)分析傳熱系數(shù)的變化規(guī)律。Huang等[11]采用R1233zd(E)為工質(zhì)，在長(zhǎng)、寬和高均為10 mm的并排平行矩形硅微通道內(nèi)進(jìn)行了壓降特性和可視化研究，建立了新的氣液兩相壓降模型預(yù)測(cè)流體局部溫度。羅小平等[12]探討了微通道表面能對(duì)兩相流動(dòng)沸騰傳熱及壓降特性的影響，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明， 表面能的改變不會(huì)對(duì)各壓降所占比例造成大的影響，但會(huì)影響兩相摩擦壓降；減小表面能會(huì)增大單位長(zhǎng)度兩相摩擦壓降，實(shí)驗(yàn)中的增大率達(dá)到5.1%和12.7%。周建陽(yáng)等[13]探究了納米粒子濃度對(duì)納米流體制冷劑在微細(xì)通道中流動(dòng)沸騰氣液兩相壓降的影響，結(jié)果表明，氣液兩相壓降隨納米流體制冷劑粒子濃度的增加而減少，不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)的納米流體制冷劑流動(dòng)沸騰氣液兩相壓降降低5.5%～32.6%，并基于對(duì)Qu等[14-15]的關(guān)聯(lián)式進(jìn)行修正，使85%的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差在±15%范圍之內(nèi)。Keepaiboon等[16]以R134a為工質(zhì)對(duì)矩形銅微通道進(jìn)行了流動(dòng)沸騰壓降特性研究，結(jié)果表明通道總壓降主要由摩擦壓降組成且隨著質(zhì)量流速的增加而增加。Falsetti等[17]在微通道進(jìn)口處安放前置肋片分析了穩(wěn)定和不穩(wěn)定流動(dòng)對(duì)壓降的影響，認(rèn)為在穩(wěn)定流動(dòng)中質(zhì)量流量對(duì)通道壓降影響不大。劉波等[18]運(yùn)用化學(xué)拋光處理手段改變壁面粗糙度來(lái)研究微通道壁面粗糙度對(duì)兩相流摩擦壓降的影響情況，結(jié)果表明，實(shí)驗(yàn)工況相同時(shí)，兩相流摩擦壓降隨著微通道壁面粗糙度的增大而增大；納米流體為工質(zhì)時(shí)，兩相流摩擦壓降高于去離子水為工質(zhì)時(shí)，高熱流密度下差異更為明顯。Law等[19]研究了微肋陣不同縱向間距對(duì)微通道壓降的影響規(guī)律，結(jié)果表明微通道壓降隨著縱向間距的增大而增大。Wan等[20]對(duì)比了微肋陣不同截面形狀對(duì)沸騰壓降的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)菱形肋片表現(xiàn)的壓降最小，流線(xiàn)形肋片壓降最大。

由上述文獻(xiàn)可知，微通道尺寸大小、表面粗糙度、工質(zhì)濃度和質(zhì)量流量都會(huì)影響通道內(nèi)沸騰摩擦壓降。目前，在微肋陣領(lǐng)域關(guān)于沸騰摩擦壓降影響因素的分析缺乏系統(tǒng)研究，肋片截面形狀、不同間隙比以及排列方式都會(huì)對(duì)沸騰摩擦壓降產(chǎn)生很大影響。因此，本文對(duì)高度和直徑均為500 mm的微圓柱組成的叉排微柱群進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，探索了圓形截面微肋陣對(duì)流動(dòng)沸騰摩擦壓降的影響規(guī)律。并采用高速攝像機(jī)對(duì)沸騰過(guò)程氣泡流型進(jìn)行拍攝，把實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與可視化結(jié)果相結(jié)合，對(duì)微肋陣通道流動(dòng)沸騰壓降損失機(jī)理進(jìn)行深入分析。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及步驟

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。實(shí)驗(yàn)回路由一個(gè)開(kāi)放的管路系統(tǒng)組成，動(dòng)力源由高壓氮?dú)馄框?qū)動(dòng)，在氮?dú)馄颗c儲(chǔ)液罐之間連有氣體過(guò)濾器三聯(lián)件來(lái)過(guò)濾氮?dú)庵械幕覊m等微細(xì)雜質(zhì)，其過(guò)濾精細(xì)度分別為20 mm、5 mm及1 mm。儲(chǔ)液罐前裝有精細(xì)調(diào)壓閥(精確到10 Pa)來(lái)調(diào)節(jié)管路系統(tǒng)中的壓力，工質(zhì)在儲(chǔ)液罐中經(jīng)氮?dú)怛?qū)動(dòng)流經(jīng)微流量計(jì)(EH8031A，精度0.01%)，進(jìn)入微柱群實(shí)驗(yàn)通道，最后流入量筒內(nèi)。實(shí)驗(yàn)段前裝有預(yù)熱器，可對(duì)工質(zhì)進(jìn)行預(yù)熱來(lái)達(dá)到工質(zhì)進(jìn)口不同溫度的要求。在進(jìn)出口上端采用差壓變送器(精度0.1%)對(duì)壓差進(jìn)行測(cè)量，實(shí)驗(yàn)段下方裝有精度為0.15 ℃的T型熱電偶對(duì)加熱溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

本實(shí)驗(yàn)所用加熱段如圖2所示。在紫銅柱上部通過(guò)精密機(jī)械雕刻機(jī)(YF-DA7060)雕刻出微柱群通道，在底部均勻銑出九個(gè)柱狀加熱孔，通過(guò)直流加熱棒對(duì)實(shí)驗(yàn)段進(jìn)行加熱。在加熱部分與微通道連接部分等距離鉆出上下兩排共10個(gè)直徑為0.6 mm，深為2.5 mm的小圓孔，用以布置T型熱電偶測(cè)量加熱溫度。為方便沸騰時(shí)對(duì)通道內(nèi)氣液流型進(jìn)行拍攝，通道上方采用有機(jī)透明玻璃片覆蓋，并涂以704硅膠與實(shí)驗(yàn)段進(jìn)行粘合。肋片高度H和直徑D均為0.5 mm，間距S3=0.8 mm，S4=S5=1.2 mm。實(shí)驗(yàn)段通道尺寸長(zhǎng)度L=40 mm，寬度W=5.8 mm，如圖3所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Schematic of experimental system

圖2 實(shí)驗(yàn)段及加熱部分示意圖Fig.2 Schematic of the experimental section and the heating element

圖3 實(shí)驗(yàn)段實(shí)物照片F(xiàn)ig.3 Photos of the experimental sections

通過(guò)直流穩(wěn)壓電源(芯馳SDC36100S)對(duì)加熱棒進(jìn)行加熱控制，對(duì)流體進(jìn)行緩慢加熱。通過(guò)監(jiān)測(cè)實(shí)驗(yàn)段下方熱電偶讀數(shù)來(lái)判定通道內(nèi)流體沸騰狀態(tài)。在電源加熱功率改變后，需在采集數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，利用數(shù)據(jù)采集軟件對(duì)此時(shí)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)段上方高速攝像儀對(duì)通道內(nèi)氣液流型進(jìn)行可視化拍攝。由于實(shí)驗(yàn)段通道尺寸較小，當(dāng)熱流密度較大時(shí)通道內(nèi)沸騰發(fā)生劇烈。在出口端上方專(zhuān)門(mén)設(shè)有排氣孔，以防止微通道出口沸騰產(chǎn)生的氣體聚集對(duì)通道內(nèi)液體產(chǎn)生波動(dòng)導(dǎo)致流動(dòng)沸騰不穩(wěn)定。

2 數(shù)據(jù)處理及誤差分析

2.1 數(shù)據(jù)處理

微通道尺寸較小，工質(zhì)流速較快，沸騰時(shí)通道中的氣液兩相流不能均勻混合，而分相流動(dòng)模型假設(shè)氣液流動(dòng)時(shí)完全分開(kāi)，不考慮實(shí)際流體中兩相的相互作用力，適用于微通道內(nèi)不同流型壓降研究。因此，采用分相流動(dòng)模型[21]計(jì)算兩相摩擦壓降。實(shí)驗(yàn)采用差壓變送器測(cè)得的進(jìn)出口總壓降ΔPtot[22-23]包括4部分：進(jìn)口突縮ΔPin、出口突擴(kuò)壓降ΔPout、流體單相段壓降ΔPsp和氣液兩相段壓降ΔPtp即：

ΔPtot=ΔPin+ΔPout+ΔPsp+ΔPtp。

(1)

實(shí)驗(yàn)進(jìn)口段由于通道突縮和摩擦造成壓力損失為[24]：

(2)

其中，Kin為進(jìn)口突縮系數(shù)；ρl為工質(zhì)液態(tài)時(shí)的密度，kg·m-3；uin為流體流速，m·s-1。

實(shí)驗(yàn)出口段由于通道突擴(kuò)造成壓力損失為[24]：

(3)

其中，Kout為進(jìn)口突擴(kuò)系數(shù)；Gout為出口質(zhì)量流量，kg·m-2·s-1；Xout為出口蒸氣干度；ρg為工質(zhì)氣態(tài)時(shí)的密度，kg·m-3。

流體單相段的壓降損失由單相重力壓降ΔPsp,g和單相摩擦壓降ΔPsp,f組成：

(4)

fsp=0.079Re-0.25，2 000

(5)

(6)

其中，Lsp為通道內(nèi)流體的單相段長(zhǎng)度，m；Dh為通道的當(dāng)量直徑，m；fsp為單相摩擦壓降系數(shù)；雷諾數(shù)Re按照液體參數(shù)計(jì)算；ml為液體的動(dòng)力粘度，Pa·s。

氣液兩相摩擦壓降包括兩相加速壓降ΔPtp,a、兩相重力壓降ΔPtp,g和兩相摩擦壓降ΔPtp,f：

ΔPtp=ΔPtp,a+ΔPtp,g+ΔPtp,f。

(7)

兩相加速壓降ΔPtp,a由下式計(jì)算為[24]：

(8)

(9)

(10)

其中，αout為工質(zhì)在出口處的空泡份額；Xout為工質(zhì)出口干度；m為質(zhì)量流量，kg·h-1；Tsat為工質(zhì)飽和溫度，℃。

兩相重力壓降ΔPtp,a由下式得出[24]：

(11)

其中，Ltp為通道中兩相段的長(zhǎng)度，m。

綜合式(1)～(8)，兩相摩擦壓降ΔPtp,f可由下式計(jì)算：

ΔPtp,f=ΔPtot-ΔPin-ΔPout-ΔPsp-ΔPtp,a-ΔPtp,g，

(12)

2.2 誤差分析

本實(shí)驗(yàn)由于測(cè)量和計(jì)算數(shù)據(jù)較多，有必要對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行誤差分析。主要測(cè)量?jī)x器的精度為：熱電偶精度±0.15 ℃(測(cè)量小于200 ℃)；微肋陣及微通道尺寸由機(jī)加工所用雕刻機(jī)(YF-DA7060)精度決定，其加工精度為±0.5 mm，因此其各尺寸誤差在±0.2%以?xún)?nèi)。進(jìn)出口壓力Ptot、質(zhì)量流速G、加熱功率Q等測(cè)量誤差和工質(zhì)出口干度X、有效熱流密度qeff、不同壓降ΔP等間接計(jì)算數(shù)據(jù)，根據(jù)誤差傳遞原理，按文獻(xiàn)[24]中分析方法計(jì)算得到最大相對(duì)誤差，見(jiàn)表1。

表1 實(shí)驗(yàn)誤差

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)壓力為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，工質(zhì)入口溫度為80 ℃，質(zhì)量流速范圍341～598.3 kg·m-2·s-1，熱流密度范圍20～160 W·cm-2，干度范圍為0～0.2的條件下進(jìn)行流動(dòng)沸騰換熱實(shí)驗(yàn)。在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口采用差壓變送器Rosemount 3051CD對(duì)進(jìn)出口壓差進(jìn)行測(cè)量，并采用500萬(wàn)像素尼康 DS-Fi2 CCD相機(jī)對(duì)微柱群通道內(nèi)不同熱流密度下飽和沸騰時(shí)的氣液兩相流型進(jìn)行拍攝(分辨率達(dá)2560×1920像素)，結(jié)果如圖4所示。

圖4 微柱群氣泡及流型變化過(guò)程Fig. 4 Flow behaviors in circular micro pin fins

當(dāng)qeff=20 W·cm-2時(shí)，在微圓柱根部及柱間等溫度較高的地方，形成體積較小、孤立的氣泡，摻雜在流體中與液體和壁面不斷進(jìn)行摩擦，此時(shí)的摩擦壓降占兩相壓降的主要部分，如圖4a所示。當(dāng)熱流密度達(dá)到30 W·cm-2時(shí)，氣泡體積變大，如圖4b所示。隨著熱流密度繼續(xù)增大，汽泡不斷生長(zhǎng)，與周?chē)馀菥劢Y(jié)合成大氣泡，較大的汽泡受流體動(dòng)力粘度和氣泡與微肋片之間的拖曳力影響粘留在微柱群間，增大了流動(dòng)阻力，如圖4c所示。

當(dāng)qeff=50 W·cm-2時(shí)，由于微柱群通道尺寸較小，產(chǎn)生強(qiáng)烈的氣泡限制效應(yīng)，氣泡被限制沿通道橫向生長(zhǎng)，增大了與傳熱表面的粘滯力和接觸面積，阻礙了流體的流動(dòng)，導(dǎo)致摩擦壓降升高，如圖4d所示。隨著熱流密度進(jìn)一步升高，因氣泡受通道擠壓呈環(huán)形形狀稱(chēng)為環(huán)狀流[23]，環(huán)狀流體積占領(lǐng)通道的絕大部分，環(huán)狀流的存在使流體繞流圓柱的流線(xiàn)加長(zhǎng)，曲折的流線(xiàn)增大了流體與壁面和氣泡之間的摩擦，如圖4e所示。

當(dāng)qeff=80 W·cm-2時(shí)，工質(zhì)動(dòng)力粘度降低，氣液兩相流速增大，氣泡生長(zhǎng)速率加快，同時(shí)，由于流體快速?zèng)_刷，氣泡與氣泡、氣泡與液體和氣泡與肋片之間的摩擦也會(huì)加劇，在圓柱周?chē)纬梢粚悠?，壁面通過(guò)對(duì)流換熱方式把熱量傳給液體，如圖4f所示。

隨著熱流密度進(jìn)一步增大，工質(zhì)熱物性發(fā)生變化，表面張力減小，氣泡浮升力和拖曳力升高，增大了氣泡與壁面之間的摩擦，微通道沸騰充分發(fā)展為膜態(tài)沸騰，微柱群間的汽化核心完全被激活，產(chǎn)生的氣泡覆蓋整個(gè)換熱面，如圖4g所示。當(dāng)熱流密度為110 W·cm-2時(shí)，已完全看不到液體存在，微通道中的摩擦壓降主要以氣體與肋片之間為主，此時(shí)摩擦壓降最大，蒸汽干度也達(dá)到最大，如圖4h所示。

4 影響流動(dòng)沸騰兩相摩擦壓降特性因素分析

4.1 質(zhì)量流速對(duì)兩相摩擦壓降的影響

圖5和圖6分別給出了兩相摩擦壓降與質(zhì)量流速和熱流密度之間的關(guān)系。

圖5 兩相摩擦壓降隨質(zhì)量流速變化Fig. 5 Changes of pressure drop with mass flux

圖6 兩相摩擦壓降隨熱流密度變化Fig. 6 Changes of pressure drop with heat flux

在同一熱流密度下，兩相摩擦壓降隨著質(zhì)量流速增加而增大，如圖5所示。這是因?yàn)槲⑼ǖ乐欣咂拇嬖诖蟠笤黾恿吮诿媾c液體之間的換熱面積和汽化核心的數(shù)量，但也增加了工質(zhì)流動(dòng)的阻力。質(zhì)量流速增加會(huì)增大氣液兩相的流速，氣泡脫離壁面的頻率隨流速的增大而加快，使氣泡與肋片不斷碰撞擠壓增大流動(dòng)摩擦壓降；同時(shí)受微圓柱形狀和排列方式的影響，工質(zhì)流經(jīng)微圓柱肋片時(shí)會(huì)在肋片尾部產(chǎn)生尾渦，且質(zhì)量流速越大尾渦區(qū)域越大，尾渦區(qū)的存在增大了液體與壁面之間的擾動(dòng)，進(jìn)而增加了摩擦壓降。

在4種不同質(zhì)量流速下，兩相摩擦壓降均隨著熱流密度呈線(xiàn)性增長(zhǎng)，低質(zhì)量流速時(shí)的線(xiàn)性增長(zhǎng)斜率稍大一些，但高質(zhì)量流速下的摩擦壓降始終高于低質(zhì)量流速，如圖6所示。在熱流密度40～90 W·cm-2范圍內(nèi)，氣液兩相區(qū)的長(zhǎng)度隨熱流密度增大逐漸變長(zhǎng)，氣泡產(chǎn)生的頻率和速度增大，受通道尺寸限制效應(yīng)，氣泡合并后開(kāi)始橫向生長(zhǎng)，在肋片之間形成體積較大的環(huán)狀流導(dǎo)致壓降增大，如圖4d所示。當(dāng)熱流密度高于90 W·cm-2時(shí)，過(guò)高的熱流密度導(dǎo)致液體的拖曳力變大，此時(shí)沸騰發(fā)展為膜態(tài)沸騰，在肋片周?chē)纬梢粚託饽?，氣膜粘附在壁面上與流體產(chǎn)生摩擦使兩相摩擦壓降進(jìn)一步增大，如圖4f所示。質(zhì)量流速較低時(shí)，環(huán)狀流容易粘留在微肋片之間阻礙流體流動(dòng)，導(dǎo)致低質(zhì)量流速時(shí)兩相摩擦壓降比高質(zhì)量流速時(shí)增大較快。

4.2 出口干度和工質(zhì)過(guò)冷度對(duì)兩相摩擦壓降的影響

圖7給出了4種不同質(zhì)量流速下，兩相摩擦壓降與出口蒸汽干度之間的關(guān)系。兩相摩擦壓降隨著出口蒸汽干度的升高而增大，質(zhì)量流速對(duì)摩擦壓降的影響也逐漸增大。低干度時(shí)，微通道內(nèi)氣液流型主要以泡狀流為主，由于體積較小，與流體混合后產(chǎn)生的摩擦也較小。隨著工質(zhì)出口干度升高，通道中的氣相含量升高，氣泡體積也隨著熱流密度增加而增大，氣泡與流體和氣泡與壁面之間的摩擦也會(huì)增大。受微圓柱形狀影響，在迎流區(qū)流體流速較大、壁面邊界層較薄、溫度較高，容易產(chǎn)生氣泡，受流體黏性力作用，氣泡被來(lái)流沖刷在圓柱尾部形成細(xì)長(zhǎng)氣泡，與液體之間產(chǎn)生摩擦碰撞。

在不同進(jìn)口過(guò)冷度條件下，兩相摩擦壓降與干度之間的變化關(guān)系，如圖8所示。在低干度區(qū)，過(guò)冷度越大，摩擦壓降也越大；隨著干度升高，由過(guò)冷度帶來(lái)的壓降影響減弱。這是因?yàn)樵诘透啥葏^(qū)，流體進(jìn)口溫度未達(dá)到飽和溫度，具有一定過(guò)冷度容易發(fā)生過(guò)冷沸騰。過(guò)冷沸騰產(chǎn)生的氣泡平均直徑較小，不足以被主流液體帶走，附著在壁面上的小氣泡被流體沖刷沿壁面進(jìn)行滑移，進(jìn)一步增大了氣泡與壁面和氣泡與流體之間的摩擦。隨著熱流密度增大，蒸汽干度不斷升高，工質(zhì)在微通道內(nèi)充分發(fā)展為飽和沸騰，工質(zhì)熱物性狀態(tài)趨于一致，導(dǎo)致過(guò)冷度對(duì)摩擦壓降影響減弱。

圖7 兩相摩擦壓降隨蒸汽干度變化Fig. 7 Changes of pressure drop with vapor quality

圖8 兩相摩擦壓降隨過(guò)冷度變化Fig. 8 Changes of pressure drop with subcooling

5 結(jié)論

對(duì)微柱群通道進(jìn)行了流動(dòng)沸騰壓降特性實(shí)驗(yàn)研究，利用可視化系統(tǒng)得到了微通道內(nèi)流動(dòng)沸騰的氣液兩相流型，分析了質(zhì)量流速、熱流密度、出口蒸汽干度和工質(zhì)進(jìn)口過(guò)冷度分別對(duì)兩相摩擦壓降的影響規(guī)律，將實(shí)驗(yàn)結(jié)果和氣泡流型進(jìn)行綜合對(duì)比分析，得到以下結(jié)論：

(1)微柱群通道流動(dòng)沸騰氣泡流型隨著熱流密度增大依次為泡狀流、環(huán)狀流，環(huán)狀流區(qū)摩擦壓降明顯高于泡狀流區(qū)。氣液流型不同，兩相摩擦壓降損失機(jī)理也不相同。

(2)受微圓柱形狀和排列方式影響，兩相摩擦壓降隨著質(zhì)量流速的增大而增大，隨著熱流密度呈線(xiàn)性增長(zhǎng)。當(dāng)熱流密度達(dá)到90 W·cm-2時(shí)，工質(zhì)熱物性發(fā)生改變是導(dǎo)致兩相摩擦壓降增大的主要原因。

(3)過(guò)冷沸騰產(chǎn)生氣泡摩擦導(dǎo)致兩相摩擦壓降升高，且隨著工質(zhì)進(jìn)口過(guò)冷度升高而增大；隨著干度升高，由過(guò)冷度帶來(lái)的摩擦壓降影響減弱。

[1]王二利，羅小平，韓彥龍，等. 矩形微通道內(nèi)兩相流流阻壓降特性的可視化研究[J]. 低溫與超導(dǎo)，2015，43(1)：74-78.

[2]WEI J J, XUE Y F, ZHAO J F,et al. Bubble behavior and heat transfer of nucleate pool boiling on micro-pin-finned surface in microgravity [J]. Chinese Physics Letters, 2011，28(1):016401.

[3]謝鳴宇，羅小平，胡麗琴. 微通道內(nèi)R22制冷劑流動(dòng)沸騰的壓降特性[J]. 化學(xué)工程，2016，44(1)：38-42.

[4]鮑偉，馬虎根，白健美，等. 微通道內(nèi)低沸點(diǎn)工質(zhì)流動(dòng)沸騰壓降特性[J]. 化工學(xué)報(bào)，2011(S1)：118-122.

[5]張炳雷，徐進(jìn)良，肖澤軍. 低高寬比微通道中的流動(dòng)沸騰不穩(wěn)定性[J]. 化工學(xué)報(bào)，2007，58(7)：1632-1640.

[6]KANIZAWA F T, TIBIRI?C B,RIBATSKI G.Heat transfer during convective boiling inside microchannels[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer,2016，93: 566-583.

[7]張承武, 浦龍梅, 姜桂林, 等. 不同截面形狀微肋片內(nèi)流動(dòng)阻力特性[J]. 化工學(xué)報(bào), 2014, 65(6): 2042-2048.

[8]LIU Z G, WANG Z L, ZHANG C W, et al. Flow resistance and heat transfer characteristics in micro-cylinders-group[J]. Heat & Mass Transfer, 2013, 49(5): 733-744.

[9]KOSAR A, PELES Y, Convective flow of refrigerant (R-123) across a bank of micro pin fins[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2006, 49(17) : 3142-3155.

[10]MARKAL B, AYDIN O, AVCI M. An experimental investigation of saturated flow boiling heat transfer and pressure drop in square microchannels[J].International Journal of Refrigeration,2016,65: 1-11.

[11]HUANG H X, BORHANI N, THOME J R. Experimental investigation on flow boiling pressure drop and heat transfer of R1233zd(E) in a multi-microchannel evaporator[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2016,98: 596-610.

[12]羅小平，謝鳴宇，郭峰，等. 不同表面能對(duì)微細(xì)通道流動(dòng)沸騰壓降特性的影響[J]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2017 (1)：406-412.

[13]周建陽(yáng)，羅小平，謝鳴宇，等. DMLS微型換熱器內(nèi)納米粒子濃度對(duì)Al2O3/R141b流動(dòng)沸騰壓降的影響[J]. 化工學(xué)報(bào)，2016，67(11)：4587-4598.

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

[15]ZHANG W, HIBIKI T, MISHIMA K. Correlations of two-phase frictional pressure drop and void fraction in mini-channel [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2010,53(1/2/3): 453-465.

[16]KEEPAIBOON C, THIANGTHAM P, MAHIAN O. Pressure drop characteristics of R134a during flow boiling in a single rectangular micro-channel[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2016,71: 245-253.

[17]FALSETTI C, JAFARPOORCHEKAB H, MAGNINI M, et al. Thome.Two-phase operational maps, pressure drop, and heat transfer for flow boiling of R236fa in a micro-pin fin evaporator[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer,2017,107: 805-819.

[18]劉波，羅小平，王二利. 粗糙度對(duì)微通道內(nèi)兩相流摩擦壓降的影響[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2015，46(11)：4334-4340.

[19]LAW M，LEE P S.Effects of varying secondary channel widths on flow boiling heat transfer and pressure characteristics in oblique-finned microchannels [J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2016,101: 313-326.

[20]WAN W,DENG D X,HUANG Q S,et al. Experimental study and optimization of pin fin shapes in flow boiling of micro pin fin heat sinks [J]. Applied Thermal Engineering, 2017,114: 436-449.

[21]魯鐘琪．兩相流與沸騰傳熱[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社，2002：41-64．

[22]KIM S M，MUDAWAR I．Consolidated method to predicting pressure drop and heat transfer coefficient for both subcooled and saturated flow boiling in microchannel heat sinks[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2012, 55( 13-14) : 3720 -3731.

[23]LEE J, MUDAWA I.Two-phase flow in high heat flux microchannel heat sink for refrigeration cooling applications: part Ipressure drop characteristics[J]．International Journal of Heat and Mass Transfer，2005，48( 5) : 928 -940．

[24]閻昌琪. 氣液兩相流[M]. 哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)出版社，2007：160-167.

Experimentalstudyofflowboilingtwo-phasefrictionalpressuredropinanarrayofmicro-pin-fins

GUOBao-cang1,2,DUBao-zhou1,2,LIUZhi-gang1*,KONGLing-jian1,LüMing-ming1,LIHui-jun2

(1.KeyLaboratoryforFlow&EnhancedHeat,EnergyResearchInstitute，ShandongAcademyofSciences,Jinan250014,China; 2.SchoolofEnergyPowerandMechanicalEngineering，NorthChinaElectricPowerUniversity，Baoding071003,China)

∶To investigate the factors affecting the flow boiling two-phase frictional pressure drop in an array of micro-pin-fins, the experiments were carried out in micro pin fin heat sink having cylindrical fins with height of 500 mm and diameter of 500 mm, in which two-phase flow patterns with different heating powers were recorded and analyzed by the high speed camera. The experiment parameters were as follows: mass flux G=341～598.3 kg·m-2·s-1, heat fluxq=20～160 W·cm-2, vapor qualityx=0～0.2. The results showed that the two-phase frictional pressure drop increased with the mass flux and increased linearly with the heat flux. The influence of the fluid subcooled on the two-phase frictional pressure drop was weakened gradually with the increase in vapor quality. Based on the visual observations, the bubble flow and annular flow were observed in the micro pin fin heat sink with the increase of heat flux, and the two-phase frictional pressure drop in annular flow was obviously higher than that in bubble flow.

∶micro-pin-fins; flow boiling; two-phase flow; visualization; two-phase frictional pressure drop

10.3976/j.issn.1002-4026.2017.06.009

2017-08-16

山東省自然科學(xué)基金(ZR2016YL005)

郭保倉(cāng)(1991—)，男，碩士研究生，研究方向?yàn)閺?qiáng)化與換熱。

*通信作者，劉志剛。E-mail：zgliu9322@163.com

TK124

A

1002-4026(2017)06-0050-08