胡斌,齊迪,徐永生,林梅

(1. 西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安;2. 南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司直流輸電技術(shù)國家重點實驗室,510080,廣州)

電力電子器件作為電力電子技術(shù)的基礎(chǔ)和核心,目前已廣泛應(yīng)用于電力變換、交通運輸、輸電系統(tǒng)等各種領(lǐng)域[1-3]。當(dāng)前,隨著電力電子器件不斷朝著高功率水平、高集成度的方向發(fā)展,其單位容積發(fā)熱量不斷增大[4-6]。由于電子器件的工作溫度直接影響其性能,高溫失效是電子器件損壞的主要原因[7-8]。因此,為保證電力電子器件工作的可靠性和穩(wěn)定性,需要發(fā)展新型高效的散熱技術(shù)[9-10]。

近年來,流動沸騰因其傳熱高效、系統(tǒng)緊湊等特點已被廣泛應(yīng)用于電子器件的冷卻領(lǐng)域[11-12];同時,為進(jìn)一步提高通道的換熱性能,已有不少研究通過調(diào)整冷卻通道的形貌結(jié)構(gòu)以強化沸騰傳熱[13-14]。其中,添加肋柱是較為簡單且高效的一種,肋柱可以破壞流動邊界層、增加通道內(nèi)湍流程度、抑制氣泡反向流動,從而起到強化傳熱、抑制流動沸騰不穩(wěn)定性的作用[15-17]。并且,不同形狀的肋柱對通道內(nèi)流動及傳熱特性的影響也有相當(dāng)差異。Sun 等[18]通過可視化實驗研究了4種柱群微通道(三角形、方形、圓形、橢圓形)的流動沸騰傳熱性能,結(jié)果發(fā)現(xiàn),三角形肋柱陣列的傳熱效果最好,因為三角形肋柱的大迎流面對流體的干擾作用最強。Wan 等[19]通過實驗比較了4種不同肋柱結(jié)構(gòu)(方形、菱形、圓形、流線型)柱群微通道的流動沸騰不穩(wěn)定性,結(jié)果表明:頭部尖角的菱形肋柱顯著降低了回流阻力,氣泡很容易同時沿著上游和下游方向生長,并誘導(dǎo)嚴(yán)重的流動不穩(wěn)定性;方形肋柱則能有效緩解兩相流動不穩(wěn)定性,并表現(xiàn)出更優(yōu)的傳熱性能。杜保周等[20]對菱形、橢圓形以及圓形微肋陣通道的流動沸騰換熱與不穩(wěn)定性特性進(jìn)行了實驗研究,發(fā)現(xiàn)橢圓形柱群通道的流動沸騰穩(wěn)定性最好、壓降最大、換熱效果最差,而圓形柱群通道的流動沸騰穩(wěn)定性最差、壓降最小、換熱效果最好。Zhou 等[21]結(jié)合實驗與數(shù)值模擬研究了方形、圓形、扇形和兩種水滴型肋柱的流動傳熱強化效果,發(fā)現(xiàn)水滴型肋柱的流線型結(jié)構(gòu)有利于降低添加肋柱帶來的壓力損失。Hua 等[22]將肋柱周圍的流道區(qū)域劃分為3個部分,以分析不同位置沸騰氣泡的動力學(xué)行為。實驗結(jié)果表明,肋柱尾流區(qū)氣泡的脫離直徑最大,不同形狀肋柱尾流區(qū)氣泡的脫離直徑從大到小依次為三角形、方形和橢圓形,這是因為三角形肋柱尾流區(qū)的流速最低,使得氣泡的停留時間最長并合并成大氣泡。Zhao等[23]通過數(shù)值方法對比了圓形、三角形、雙直角五邊形、菱形4種肋柱形狀對流動沸騰傳熱及壓降特性的影響,并得出雙直角五邊形肋柱的綜合傳熱性能最佳。Zhou等[24]對五邊形單肋柱迎流面面積大小以及升阻力系數(shù)頻率特性進(jìn)行了比較,考慮了0.4、0.25、0.75這3個阻塞比,發(fā)現(xiàn)肋柱的阻塞比為0.4時,通道傳熱性能最佳。

綜合上述研究結(jié)論,當(dāng)肋柱迎流面面積大、有尖緣過渡角時有利于引起流體的劇烈擾動并強化沸騰傳熱,當(dāng)肋柱截面面積變化圓滑時則有利于降低通道壓降。因此,基于課題組前期研究[23-24],本文提出了一種迎流面面積適中且尾部過渡圓滑的雙直角五邊形肋柱,選擇阻塞比為0.4的肋柱,選用介電流體全氟己酮為沸騰冷卻工質(zhì),通過搭建水平柱群通道流動沸騰換熱測試平臺,實驗探究雙直角五邊形肋柱通道中全氟己酮的過冷沸騰流動傳熱特性。實驗工況范圍如下:壁面熱流密度為50～400 kW·m-2,入口流速為0.1～0.9 m·s-1,入口過冷度為15～35℃。

1 實驗裝置及數(shù)據(jù)處理

1.1 實驗裝置

柱群通道過冷沸騰實驗系統(tǒng)原理如圖1所示。該實驗系統(tǒng)由儲液罐、針閥、過濾器、泵、流量計、預(yù)熱段、實驗段、冷凝器、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、差壓變送器、T型熱電偶組成。制冷劑在重力和離心泵的吸力作用下從儲液罐中流出,依次經(jīng)過針閥和過濾器后進(jìn)入離心泵,經(jīng)過泵加壓的制冷劑流經(jīng)質(zhì)量流量計到達(dá)預(yù)熱器中預(yù)熱到指定的過冷度,隨后流入實驗段中受熱發(fā)生過冷沸騰,實驗段出口處的氣液兩相制冷劑經(jīng)冷凝器冷凝成液態(tài)后流回到儲液罐中,從而實現(xiàn)整個系統(tǒng)的循環(huán)。

圖1 水平過冷沸騰實驗系統(tǒng)原理Fig.1 Schematic diagram of horizontal subcooled boiling experimental system

柱群通道實驗件的示意圖及結(jié)構(gòu)參數(shù)圖如圖2所示。實驗件采用具有優(yōu)良導(dǎo)熱性能的銅加工定制而成,銅塊上部切割出柱群通道,底部插入加熱棒,從而實現(xiàn)對柱群通道底面的均勻加熱。通道上方由一塊石英玻璃板進(jìn)行封閉,以便觀察通道中流動沸騰的傳熱狀態(tài)。沿柱群通道流向分別間隔27.5 mm布置5個測溫孔x1～x5測量不同位置處的溫度,5個測溫孔與柱群通道底面的間距S1均為5 mm,測溫點x1和x5距離實驗件通道入口和出口分別為20 mm,將鎧裝T型插入孔內(nèi)測量通道沿寬度方向中心處的溫度。為減少熱損失,采用32 mm厚的保溫棉把整個銅塊包裹起來并用鋁箔膠帶固定。

實驗件由內(nèi)部帶有77根交錯排布的雙直角五邊形肋柱的柱群通道組成。實驗件通道的長度L為150 mm,寬度W為40 mm,高度H為2 mm。肋柱迎流面寬度Wfin為3.2 mm,流向長度Lfin為2.4 mm,尾流邊長度Sfin為2.3 mm,肋柱高度Hfin和通道高度H相同,肋柱流向間距SL為13.9 mm,肋柱橫向間距SW為8 mm,肋柱加工誤差為±0.1 mm,通道耐壓為0.5 MPa。

(a)實驗件示意圖

(b)實驗件俯視結(jié)構(gòu)參數(shù)圖

1.2 實驗工質(zhì)物性參數(shù)

本研究中所探究冷卻通道主要針對于大功率電力電子器件的散熱問題,因此所采用工質(zhì)需滿足以下要求:首先,工質(zhì)自身需要有優(yōu)良的絕緣性能,保證工作的安全性;其次,工質(zhì)的沸點需低于電子器件的正常工作溫度,且高于環(huán)境溫度,以此保證冷卻效率高且系統(tǒng)運行壓力小;此外,工質(zhì)還需滿足現(xiàn)行環(huán)保要求,無臭氧破壞性、產(chǎn)生溫室氣體少;最后,為保證操作安全性,工質(zhì)還需滿足對人體無毒無害,對常規(guī)容器、管道材料無腐蝕性。綜合上述要求,最終選用冷卻介質(zhì)為全氟己酮Novec 649,其分子式為CF3CF2C(O)CF(CF3)2,物理性能如表1所示。

表1 Novec 649物性參數(shù)

1.3 數(shù)據(jù)處理

本實驗中的有效傳熱量、熱損失量、有效熱流密度計算式為

Qeff=mCp(Tf,out-Tf,in)

(1)

Qloss=Q-Qeff=UI-mCp(Tf,out-Tf,in)

(2)

(3)

A=WL

(4)

式中:Qeff為有效傳熱量,W;m為質(zhì)量流量,kg·s-1;Cp為比定壓熱容,J·kg-1·K-1;Tf,in為由熱電偶測量的流體進(jìn)口溫度,℃;Tf,out為由熱電偶測量的流體出口溫度,℃;Qloss為實驗段熱損失量,W;Q為總熱量,W;U為加熱電源電壓,V;I為加熱電源電壓,A;qeff為有效熱流密度,kW·m-2;A為通道加熱底面面積,m2。

不同測溫點對應(yīng)位置的局部壁面溫度為

(5)

式中:Ti為測溫點x1～x5的測量溫度,℃;S1為測點排間距,m;k為銅導(dǎo)熱系數(shù),W·m-1·℃-1。

柱群通道壁面平均溫度為

(6)

柱群通道內(nèi)流體的平均溫度為

Tf,m=0.5(Tf,in+Tf,out)

(7)

柱群通道內(nèi)不同測溫點對應(yīng)位置的局部流體溫度可由進(jìn)口與出口混合腔內(nèi)流體溫度的線性差值得到[25],其計算式為

(8)

式中:di為測溫點x1～x5與通道入口沿流向的距離,m。

通道入口流速為

(9)

式中:ρin為入口流體密度,kg·m-3;Ach為入口截面面積,m2。

平均傳熱系數(shù)hm及5個測溫點的局部傳熱系數(shù)hloc,i為

qeffA=hm(Tw,m-Tf,m)(AfinηfinN+Ac)

(10)

qeffA=hloc,i(Tw,i-Tf,i)(AfinηfinN+Ac)

(11)

(12)

(13)

Afin=HPfin/2

(14)

Ac=WL-NAfin,c

(15)

式中:Afin為肋柱側(cè)面積,m2;ηfin為肋效率;N為肋柱數(shù);Pfin為肋柱底面周長,m;kfin為導(dǎo)熱系數(shù),W·m-1·℃-1;Afin,c為肋柱底面積,m2;Ac為通道底面無肋柱區(qū)域面積,m2。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 實驗臺準(zhǔn)確性驗證

為保證實驗系統(tǒng)測量結(jié)果的準(zhǔn)確性,采用全氟己酮在速度0.5～0.9 m·s-1、熱流密度50～100 kW·m-2、入口過冷度為30℃、未發(fā)生沸騰現(xiàn)象的工況下進(jìn)行單相傳熱驗證,以適用于強迫循環(huán)對流換熱的Gnielinski公式作為單相傳熱驗證公式

(16)

(17)

式中:f為達(dá)西阻力系數(shù);De為通道入口的當(dāng)量直徑,m;Prf為以流體溫度為定性溫度的普朗特數(shù);Prw為以壁溫為定性溫度的普朗特數(shù);ΔPf為實驗段摩擦壓降,Pa;ρf為實驗段流體平均密度,kg·m-3。

將實驗結(jié)果與經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式所得的計算值進(jìn)行對比,結(jié)果如圖3所示,單相傳熱偏差最高為±13%。造成單相傳熱偏差的主要原因是實驗通道中含有肋柱,結(jié)構(gòu)復(fù)雜,經(jīng)驗公式難以精準(zhǔn)預(yù)測,且柱群通道內(nèi)表面粗糙度不可忽略,所以計算結(jié)果和實驗結(jié)果有所偏差,但仍在合理范圍內(nèi)。

圖3 單相實驗驗證結(jié)果對比Fig.3 Results of single-phase experimental verification

2.2 過冷沸騰曲線

圖4所示為全氟己酮入口過冷度ΔTsub= 20℃時,熱流密度與5個測點中最高壁溫Tw,h的關(guān)系。部分低熱流密度、高流速的工況下,如熱流密度為50 kW·m-2、入口流速為0.3～0.9 m·s-1時,壁面最高溫度依次為42.0、 41.9、 36.0、 33.7℃,均小于全氟己酮的沸點溫度。此時,通道內(nèi)為單相流動,工質(zhì)與實驗段進(jìn)行單相對流換熱。隨著熱流密度的增大、入口流速的減小,實驗段內(nèi)局部最高壁溫不斷升高,升溫至49.1℃以上之后,加熱壁面開始產(chǎn)生氣泡,通道內(nèi)傳熱逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檫^冷沸騰傳熱。繼續(xù)增大熱流密度、減小流速,局部最高壁溫將上升至80℃以上,由于電力半導(dǎo)體器件安全工作的溫度范圍僅在80℃以內(nèi)[26],且電子器件結(jié)溫通常比封裝外殼溫度更高。因此,本文在設(shè)計工況點時要求實驗段內(nèi)局部最高壁溫不超過80℃。

圖4 熱流密度與局部最高壁溫關(guān)系Fig.4 Relationship between heat flux and local maximum wall temperature

2.3 通道平均傳熱特性

圖5所示為壁面平均溫度隨沸騰參數(shù)的變化,其中圖5 (a)展示了入口過冷度為25℃時壁面平均溫度隨熱流密度的變化。以0.3 m·s-1的流速為例,當(dāng)熱流密度從100 kW·m-2增長至200 kW·m-2時,壁溫約升高13℃;而當(dāng)熱流密度從200 kW·m-2增長至300 kW·m-2時,壁溫僅升高約4℃。這說明壁面平均溫度隨熱流密度的增加而增加,但曲線增加的斜率逐漸放緩。這是因為隨著熱流密度的增加,通道內(nèi)流體沸騰的劇烈程度與沸騰吸收的相變潛熱量會不斷增加,使得傳熱系數(shù)不斷提升,從而減緩了壁溫上升的速度。

(a)壁面平均溫度隨熱流密度的變化

(b)壁面平均溫度隨入口流速的變化

(c)壁面平均溫度隨入口過冷度的變化

圖5(b)展示了入口過冷度為25℃時壁面平均溫度隨入口流速的變化。可以看出:當(dāng)熱流密度低于200 kW·m-2時,壁溫隨著流速的增加而明顯下降,當(dāng)熱流密度在50 kW·m-2條件下,流速從0.5增長至0.9 m·s-1時壁溫下降約8℃;而熱流密度高于200 kW·m-2時,流速對壁溫的影響較小,400 kW·m-2條件下,流速從0.5增長至0.9 m·s-1時壁溫僅下降不到2℃。這是因為在熱流密度較小時,通道內(nèi)沸騰程度微弱,主要依靠單相對流帶走熱量,流速的增加使得流體沖刷能力增加,進(jìn)而增強單向?qū)α鱾鳠崮芰?有利于降低壁溫;而在高熱流密度下,通道內(nèi)傳熱以沸騰吸熱為主,雖然流速增加同樣可增強對流傳熱能力,但同時也縮短了流體在通道內(nèi)的吸熱時間、減弱沸騰劇烈程度,因而壁溫隨流速增加的降低幅度并不明顯。

圖5(c)展示了入口流速為0.3 m·s-1時壁面平均溫度隨入口過冷度的變化?？梢钥闯?隨著過冷度的增加,壁面溫度明顯降低。這是因為過冷度的增加令流體對流換熱溫差加大,進(jìn)而增加單相吸熱量,該現(xiàn)象在低熱流密度條件下較為明顯:50 kW·m-2條件下,過冷度從15℃增長至35℃時壁溫約降低17℃;而在300 kW·m-2條件下,過冷度從15℃增長至35℃時壁溫僅降低約4℃。這是因為高熱流條件下沸騰吸熱占主導(dǎo),過冷度的增加會令流體達(dá)到沸騰狀態(tài)所需的吸熱量增加,進(jìn)而使得氣泡的產(chǎn)生量與相應(yīng)沸騰吸收的相變潛熱量減少,因而高熱流條件下壁溫隨過冷度增加而降低的幅度低于低熱流條件。

平均傳熱系數(shù)隨沸騰參數(shù)的變化如圖6所示,其中圖6 (a)展示了入口過冷度為25℃時平均傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化?？梢钥闯?隨著熱流密度的增加,傳熱系數(shù)隨之增加,這是因為熱流密度的增加使得通道內(nèi)流體沸騰程度增加,所以傳熱系數(shù)隨之增加。此外,對比不同流速下傳熱系數(shù)隨熱流密度變化的增長幅度可以發(fā)現(xiàn),傳熱系數(shù)在小流速的工況下增長幅度更大:當(dāng)流速為0.3 m·s-1時,傳熱系數(shù)從50至300 kW·m-2的增長幅度約為150%;而當(dāng)流速為0.9 m·s-1時,傳熱系數(shù)從50至400 kW·m-2的增長幅度僅為45%。這是因為小流速工況下流體的單相傳熱能力較弱,流體的吸熱時間更長,高熱流條件下更易發(fā)生劇烈沸騰,因而熱流密度變化對小流速下傳熱系數(shù)的影響更大。

圖6(b)展示了入口過冷度為25℃時平均傳熱系數(shù)隨入口流速的變化。低熱流工況下,隨著流速的升高,平均傳熱系數(shù)逐漸升高。這是因為通道在低熱流工況下,沸騰微弱,流速增加能夠增強單相對流傳熱能力。但當(dāng)熱流密度上升至200 kW·m-2以上時,通道換熱以核態(tài)沸騰為主,此時流速變化對傳熱系數(shù)的影響不大。

(a)平均傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化(ΔTsub = 25℃)

(b)平均傳熱系數(shù)隨入口流速的變化(ΔTsub = 25℃)

(c)平均傳熱系數(shù)隨入口過冷度的變化(vin = 0.3 m·s-1)

圖6(c)展示了入口流速為時0.3 m·s-1平均傳熱系數(shù)隨入口過冷度的變化?？梢钥闯?過冷度增加,傳熱系數(shù)下降,尤其在300 kW·m-2的條件下,過冷度從15℃增長至35℃時傳熱系數(shù)下降幅度最大,約為21.2%。這是因為過冷度的增加雖然對單相對流傳熱影響較小,但會令流體達(dá)到沸騰狀態(tài)所需的吸熱量增加、氣泡產(chǎn)生量減少,導(dǎo)致沸騰吸熱量下降,所以總的平均傳熱系數(shù)下降。

2.3 通道沿程傳熱特性

沿程傳熱系數(shù)隨沸騰參數(shù)的變化如圖7所示。圖7(a)～(d)展示了過冷度為25℃時沿程傳熱系數(shù)隨熱流密度與入口流速的變化,x/L=0,1位置分別代表通道入口及出口。對比入口流速的影響,通道沿流向的局部傳熱系數(shù)均呈現(xiàn)上升的總體趨勢,以300 kW·m-2、0.3 m·s-1的工況為例,x/L=0.13,0.87處傳熱系數(shù)分別為5.85、12.70 kW·m-2·℃-1。這是因為工質(zhì)在入口處具有一定的過冷度,因而通道上游沸騰劇烈程度較輕;而當(dāng)工質(zhì)進(jìn)入通道中吸熱后,過冷沸騰程度不斷加劇,工質(zhì)氣化吸收相變潛熱的換熱量也不斷提升,因而通道下游的局部傳熱系數(shù)更高。但在流速較大的工況下,如圖7(c)、(d)所示,通道沿流向的局部傳熱系數(shù)先下降后上升,以200 kW·m-2、0.9 m·s-1的工況為例,沿流向的局部傳熱系數(shù)依次為:5.40、4.75、5.00、5.24、6.89 kW·m-2·℃-1,x/L為0.32、0.5、0.68位置處的局部傳熱系數(shù)均小于x/L=0.13處的傳熱系數(shù)。這是因為流速較大時,通道進(jìn)口處的流體換熱不夠充分,會先進(jìn)行單相對流傳熱;而流體流經(jīng)x/L=0.32處依然未進(jìn)入沸騰狀態(tài),只能繼續(xù)依靠單相吸熱來冷卻熱量,但由于此時流體溫度已經(jīng)升高,溫差驅(qū)動力減小,所以傳熱系數(shù)也隨之減小;直到流體流入x/L=0.32往后的位置、并吸收足夠熱量后,通道中、后方才出現(xiàn)沸騰程度逐漸增加的沸騰現(xiàn)象,因而此時沿流向的局部傳熱系數(shù)又不斷升高。

(a)vin = 0.3 m·s-1

(b)vin = 0.5 m·s-1

(c)vin = 0.7 m·s-1

(d)vin = 0.9 m·s-1

(e)qeff =100 kW·m-2, vin=0.3 m·s-1

(f)qeff =300 kW·m-2, vin=0.3 m·s-1

對比熱流密度與入口流速的影響,50 kW·m-2條件下,流速在0.3～0.9 m·s-1范圍間通道出口與進(jìn)口傳熱系數(shù)的比值依次為1.34、1.21、1.34、1.30;而在300 kW·m-2條件下,流速在0.3～0.9 m·s-1范圍間通道出口與進(jìn)口傳熱系數(shù)的比值依次為2.17、1.74、1.44、1.39?？梢钥闯?高熱流密度、低流速工況下,通道入口與通道出口局部傳熱系數(shù)的差別更大。這是因為高熱流密度下工質(zhì)吸熱較多,更容易在通道下游發(fā)生劇烈沸騰并吸收大量蒸發(fā)潛熱;同時,在低流速工況下,工質(zhì)在流出出口之前有足夠的時間吸熱,通道下游沸騰程度劇烈,通道進(jìn)出口工質(zhì)的沸騰劇烈程度差距相比高流速工況更為明顯,因此高熱流密度、低流速工況通道進(jìn)出口局部傳熱系數(shù)的差別更大。

圖7(e)～(f)展示了流速為0.3 m·s-1時沿程傳熱系數(shù)隨入口過冷度的變化。在熱流密度qeff= 100 kW·m-2條件下,過冷度為15℃時通道進(jìn)出口傳熱系數(shù)的差值為1.671 kW·m-2·℃-1,而在過冷度從15℃增長至35℃過程中,通道進(jìn)出口傳熱系數(shù)差值與過冷度為15℃時相比,依次為100%、80.3%、77.4%、69.1%、64.5%?？梢钥闯?隨著過冷度的增加,通道進(jìn)出口通道傳熱系數(shù)差值隨之減小。這是因為入口過冷度小、更接近于沸點的工質(zhì)達(dá)到沸騰狀態(tài)所需的吸熱量更少,柱群通道的沸騰起始點提前。當(dāng)流體開始沸騰后,僅需壁面加熱量中的少部分即可令工質(zhì)達(dá)到沸騰狀態(tài),而其余加熱量會促使流體沿流向的沸騰劇烈程度不斷增加,進(jìn)而促使沿流向傳熱系數(shù)的增加,使得通道進(jìn)出口傳熱系數(shù)的差值更大。而在大過冷度工況下,沸騰較為遲緩,流體在通道中的沸騰起始點延后,此時更多的壁面加熱量用以使工質(zhì)達(dá)到沸騰狀態(tài),僅有少部分加熱量會促使流體沿流向的沸騰劇烈程度繼續(xù)增加,因而沿流向傳熱系數(shù)的增加趨勢也逐漸放緩,通道進(jìn)出口傳熱系數(shù)的差值較小。但該現(xiàn)象在沸騰劇烈程度更大的300 kW·m-2條件下并不明顯,過冷度從15℃增長至35℃過程中,通道進(jìn)出口傳熱系數(shù)差值與過冷度為15℃時相比,依次為100%、98.7%、98.2%、98.1%、96.5%。這是因為此時通道輸入熱量足夠,不同進(jìn)口過冷度的工質(zhì)在通道出口最終都能達(dá)到劇烈的沸騰狀態(tài)。

3 結(jié) 論

本文采用全氟己酮在水平五邊形肋柱通道中進(jìn)行了不同熱流密度(50～400 kW·m-2)、入口流速(0.1～0.9 m·s-1)、入口過冷度(15～35℃)工況下的過冷沸騰換熱實驗研究,可得如下結(jié)論。

(1)低熱流密度條件(qeff<100 kW·m-2)下,沸騰微弱,通道中換熱以單相對流為主,增加流速有利于降低壁溫、增強傳熱;而在高熱流條件(qeff>200 kW·m-2)下,通道中換熱以核態(tài)沸騰吸熱為主,此時流速對壁溫與傳熱系數(shù)的影響不明顯。

(2)流體過冷度的增加有利于增大傳熱溫差驅(qū)動力,促進(jìn)壁面溫度降低,但同時也會令流體達(dá)到沸騰狀態(tài)所需的吸熱量增加、氣泡產(chǎn)生量減少,進(jìn)而使得傳熱系數(shù)下降;低熱流密度條件下,過冷度變化對壁溫的影響更顯著,而在高熱流密度條件下,過冷度變化對傳熱系數(shù)的影響更顯著;在熱流密度為400 kW·m-2、過冷度為15℃的工況下,柱群通道的平均傳熱系數(shù)最高。

(3)通道從入口到出口的局部傳熱系數(shù)總體呈現(xiàn)出上升的趨勢。低熱流密度條件下,流速對通道出口與進(jìn)口傳熱系數(shù)的比值影響不大,過冷度的增長會使通道進(jìn)出口傳熱系數(shù)的差值明顯降低;而在高熱流密度條件下,流速升高會使通道出口與進(jìn)口傳熱系數(shù)的比值明顯下降,而過冷度對通道進(jìn)出口傳熱系數(shù)的差值影響較小;隨著熱流密度的增大、流速與過冷度的降低,通道出口傳熱系數(shù)相比進(jìn)口的增長更加顯著,此時通道內(nèi)流體沿流向的沸騰劇烈程度發(fā)展速度更快、通道出口的沸騰程度更劇烈。