在单通道微型蒸发器中测量和流场可视化的两相流沸腾

在单通道微型蒸发器中的测量和流场可视化的两相流沸腾 摘要摘要 两相流沸腾被运用在不同的应用程序 因为它的换热能力高于单相流 然而 在微尺 度沸腾的流体流动和传热的基本原理结构尚未完全理解 这项工作的目的是有助于更好地 在流动沸腾的水在小通道的基本物理现象的理解 这个目的实验研究的流动模式 沸腾曲 线 和传热系数在单通道 一个通道微型蒸发器深度 宽度和长度为198 241 21900 m 和378 471 21900 m 高速的可视化 30000 fps 是同时进行传热和压力降的 测量提供了定量 为了更好地了解微通道蒸发器两相流动特性的实验数据 流动模式中的热通量和通量的影 响 沸腾换热系数进行了研究 六种不同的流动模式进行观察和使用最常用的被接受的分 类是气泡 塞 流失 环形 环形波状 和逆环状流 流动模式是紧密耦合的质量流量 热通量 和信道的大小 泡状流是主要发育在较低的热通量和进展到塞 流失 和环状流 的热通量的增加 高速的可视化提供了一种手段来表征间歇流的形成和随后的重新导致压 降振荡的通道的润湿 流模式的演变为反流发生的物理解释 关键词关键词 流动沸腾 流动模式 两相流 微通道 蒸发 1 引言引言 当液体蒸发 加热通道 液体和蒸气的交互的基础上的相对相位成分形成一个范围内 的流动模式 特定的流动模式取决于压力 流量 热通量的条件 和通道的几何形状 因 为它是极其困难的 track 的所有流的热工水力特性的不断变化 在时间和位置 到目前 为止的研究主要是经验而不是分析 科利尔和汤米 1994 分析了两相流使用的方法是 基于基本方程管的质量 动量守恒 能量 在应用这些方程的困难来自于需要提供质量流 量的详细信息 速度 和密度为实现可靠的结果 不幸的是 这些数据是不使用的实验技 术和大多数建模方便的记录程序是基于简化的假设 所做的主要假设是均匀的 分开考虑 和流动模式模型 流动模式的模型是一个更复杂的方法 两相流的方程在各种流型的框架 内解决 各种技术可用于非绝热和绝热通道中的两相流流型的研究 在更高的速度 在图形变 得不明显 流场的直接观测用摄影 X线 或高速视频记录 探头也作为推流模式提供信 息的一种间接方法 revellin等人 2006 休伊特 1978 而用来确定流动模式的术语可 以是主观的 传统的模式状态划分为气泡 塞 流失 环形 环形流 Harirchianand Garimella 2009b Revellin and Thome 2007 Kandlikar 2006 Chen and Garimella 2006 Lee and Mudawar 2005 尽管从一个模式到另一个不同的流动模式和转换的理解存在的缺陷 人们普遍感到需 要对可能发生的一组给定的局部参数的特定模式的一些想法的简单方法 一个代表不同的 转换方法是在一个流动模式地图的形式 虽然 有图案的微型通道 它已得出结论表明采 用或外推两相宏观到微观两相流流型图是不现实的 这是因为表面张力的影响往往是一个 更重要的作用比在较大的微流道 Carey 2008 其他原因所观察到的偏差从古典的 macro theories的表面粗糙度和下落不明的系统误差 由于小尺寸的微通道 使一些实验 参数难以测量具有足够的精度 Morini 2004 此外 流动不稳定性在微通道中流动沸腾 的几位作者不仅复杂的建模工作但流动模式也产生不稳定性的发生 Wu and Cheng 2004 Kandlikaret al 2006b Lee et al 2010 流型图通常表示在图 其中坐标是肤浅的相速度 JF JG 或广义参数包含这些速度 表面相速度流型图的作用是使用限制了其应用到一个特定的情况 而更广义的参数的选择 可能是最好的代表的转换 事实上 harirchian和Garimella 2010 王景荣和托姆 2011 提出的新模式的地图的基础上而不是表面的相速度的无量纲参数 这些方法不能 推广到更多的特征数据成为可用 一个更好的理解的两相的流动模式 将有助于制定准确的预测的传热和压降的基本参数安 全操作和优化换热器的设计 在最近几年 尽管密集的活动 在小的几何形状的传热特性 仍然需要澄清 微观和宏观的 approach 的单相流之间的差异已普遍归因于事实的物理机 制 可能占主导地位的微通道是不太重要的导致 反之亦然 一些出版物同意考虑入口效 应 粘滞的能量耗散 壁面粗糙度 轴向热传导 和测量精度高 可导致微观和宏观理论 之间的比较的结果 然而 也有研究微通道中基于实验和数值模拟的 Navier 斯托克斯方 程和能量方程 表现出与宏观实验数据吻合良好 这些似乎并没有确凿的证据 为宏观 理论的适用性进行分析时 微通道 不幸的是 在微通道的控制现象尚未得到很好的理解 和在流动和传热速率的预测可以用信心 优质 可靠的实验数据 需要解决在文献中的差 异 对于两相流的传热系数 HTC 有大量的饱和液体在流动沸腾的相关文献 大多数 这些考虑两种传热机制的贡献 核态沸腾和对流沸腾 核态沸腾的特点是在形核和对流沸 腾的传导和对流通过液体膜在加热和汽化的液体 蒸汽界面形成蒸汽气泡的 微通道中的流动沸腾传热机制已成为一个主题的分歧 由于在不同的实验数据 有时 是相互矛盾的趋势 在一些出版物中的实验数据的趋势是具有一致的泡核沸腾的优势 并 表明 宏达电是热通量和饱和压力的增加强大的功能 即基本上是独立的质量通量 G 和水汽质量 x 的报告的宝等人 2000年 相比之下 李先生和李 2001年 表明 HTC 随 G 是 X 的敏感与对流沸腾环状流型观察相一致的机制 这些意见都是正确的 只 是指的是两个不同的传热制度 事实上可以同时出现在相同的加热通道的不同部分 实验 数据支持这些意见可以在李先生和李先生发现 bertscha 等人 2001年 2008 2009 李和 mudawar 2005 托姆 2004 和 Kandlikar 2004 在本实验中 高速的可视化覆盖范围内的蒸汽品质的同时进行传热和压力降的测量是 在两个不同的微通道蒸发器进行到微通道中流动沸腾提供了重要的见解 可视化的流量模 式有望成为在流型图 可以为合理的模型假设提供有价值的信息发展 同时 信道的大小 的影响 热通量和质量流率对沸腾曲线和传热系数对微通道内流动沸腾的探讨 2 实验装置和程序实验装置和程序 在图1a 所示系统的流态观测实验系统 稳定流动的液体微通道蒸发器是由哈佛 phd2000注射器泵供给装置 该频道是在水平方向的测试并给出了其体积小 浮力驱动流 沿重力矢量方向的驱动力作用在控制体积的其他力量的对比是最小的 因此可以忽略不计 表面张力 和蒸发动量的力量发挥主导作用 在微尺度 Dang 等人 2011 2010 Kandlikar Kandlikar 等人 2006年 四种不同的质量通量 G 350 700 1000 和1300公斤 平方米 在评价实验 出口 压力保持在大气压力恒定 和入口压力变化的质量和热通量 一个相关的饱和温度作为一 个功能的能谱得到的 usingwater 蒸汽表考虑到沿通道的压降 由于进口压力允许浮动和进 气温度恒定 子冷却为每个测试不同 然而 在这些实验中 平均分冷却是几乎相同的范 围在50 7和54 2 超纯水作为工作流体之间的 水被煮的实验装置 在数据收集和可能的 空气或 图1 a 实验测试装置 二 微型蒸发器装配单元 以及 c 视镜剖视图 气体溶解在水中的沉降水库在开放的环境下 任何在水里可能再夹带的空气会引起气泡形 成过饱和温度和可以和 ONB 在大多数情况下第一个泡沫出现近饱和温度 例低于饱和温 度形成第一气泡很容易被发现因为气泡形成由于被困气体不出现在同一位置向下游移动的 流体的沸腾而重新在墙上形成泡沫出现在同一腔后 哈克 F3循环 bathwas 用来维持在蒸 发器的入口温度50 C 液体流量的试验段相应的由注射器泵的电子显示但麦克米伦液体的 微型燃气轮机的弗洛传感器测量模型104 运行任何测试前 微通道是一个温和的酸性溶 液清洗 然后彻底冲洗测试液体灌装系统前 一种小型高效内联过滤器是用来去除从93 到99 99 的外来颗粒在25微评级 使用一种特殊的微量蒸发器装配单元如图1b 显示了对流沸腾过程 单元包括一个与视 觉的玻璃窗使流型可视化顶盖板 可互换的微量蒸发器 加热块 筒式加热器 保温 视 镜是用带有20 5毫米厚1 2毫米的玻璃显微镜载片上并用比斯科 HT 6240透明硅胶垫片 厚0 020 密封 O 形环 如图所示 1C 该微型蒸发器是从44加工 10 13 的无氧铜 毫米块 微量蒸发器包括一个单一的直道方形截面轮廓避免流量不均匀分布的多通道微型 蒸发器的观察 为了评估所述信道的大小的上流动模式 两种不同的微型蒸发器与沟道长 度21 9毫米 深度和宽度的198 241 m 和378 471 m 进行了实验评估 该微型蒸发器用这是嵌入在无氧铜加热块400瓦瓦特隆筒式加热器沿其下边界加热 提供给微型蒸发器热流是由所提供的电压 以控制筒形加热器5至130W 不等 直到达到稳 定状态 或当最高温度达到180 C 至以免损坏硅垫圈 这个加热器块提供沿长度的几乎 均匀的热输入 通道 热是从沿着该发热体的加热器传导至它被传递到在微通道中的流体的 微型蒸发器 单通道蒸发器和加热器块中绝缘被完全封闭 使得热量泄漏到周围环境中被 最小化 聚醚醚酮称为 PEEK 用作绝缘材料和两个垫片制作与比斯科 HT6135固体硅 厚 度0 015 在侧方绝缘块被用来考虑到热膨胀 此外 在绝缘块腔进行加工 以捕获空气 减少热量损失 一飞世尔科技冰点细胞 RC 140被用作更精确的温度读数外部参考结 T 型热电偶包 埋在所述蒸发器和加热器块沿中间平面的蒸发器 以确定在五个位置的温度梯度和表面温 度沿该通道的长度 T 型热电偶和压力传感器 px481a 060g5v 欧米茄也位于入口和出口的 通道来衡量当地的流体温度和压力降沿微通道 测得的温度梯度是用来计算的表面温度在 通道壁的外推 供给到微通道中的热根据加热器功率 电压 电流 减去热损失估计 在稳 态条件下的实验数据用7700 20通道多路复用模块 Keithley 数据采集系统记录 并 excelinx 软件 同时 流动模式也使用高速数字视频摄像机记录 光子 FastCAM 1A 安 装在一个 meiji ez 13立体显微镜 高速视频记录在128 60像素 每秒2000之间和30000 帧 一些图像记录在更高的帧速率进行后处理使用 MATHLAB 图像处理工具来提高质量 最后 流体离开蒸发器浓缩使用螺旋管浸入 HAAKE A81循环在24 C 和在大气压力下回到 了水库 3 数据约简和不确定性分析数据约简和不确定性分析 一个能量平衡可以写为微型蒸发器的装配单元 图2 由热流体去掉为378 471 m 微型蒸发器 at G 1373 KG M2秒 类似的相关性 为198 241 m 蒸发器获得 Qtotal Qfluid Qloss 1 其中 变成 Qtotal 的筒式加热器提供的总热量 qfluid 是热流体中移除 并 qloss 是 热损失 直接获得作为变成 Qtotal VI 总热量 V 是所施加的电压和 I 在加热器电流 在加热器的电流估计通过一个校准的0 01 分流电阻 I Vshunt R 测量电压 热的流体去 除可以表示为 Qfluid Qtotal M b 2 M 和 B 是斜率和截距分别的线性拟合之间的总热量和热除去流体 m CP 兜售锡 在 微通道中单相 图 2 示出了由加热器 QTOTAL 相对于由流体 Qfluid 并通过传导 通过铜加热器块 Qcond 为通道尺寸378 471 m at G 1373 KG M2秒 计算的测量 温度梯度和加热块的热导率和可互换的蒸发器是由传导传热 请注意 通过传导传热的总 热量非常相似 呈现出线性的行为 这表明大部分的损失是在上盖和传导 在通道尺寸 378 471 m 的热损失可从下面的公式获得 Qloss Qtotale 1 m b 3 观察到对于其他质量通量上 m 和 b 可忽略的变化和类似的方法来估计热损失为与通道 尺寸蒸发器198 241 m 计算出的是当地的两相流传热系数的微通道蒸发器 h 4 satw w tt q TW 是当地的微通道壁面温度 用外推 TSAT 是局部饱和温度的降低由于沿通道的 压力变化的流动方向 因此 一个相关的局部饱和温度 设计开发了一种压力函数和一个 从入口到出口的通道线性压降被假定 流体性质 如比热 密度 焓 蒸发潜热和运动黏 度温度校正 在实验中 按照 ASTM D5470真空室不同温度下测定的无氧铜的导热系数 由于在研究的范围内的温度的影响可以忽略不计的观察 和383 7 W mK 的平均值被用于 热传导 在微通道蒸发器翅片效应被忽视由于渠道壁厚度比沟道深度大得多 壁热通量 qw 定义为 q 5 Lba qfluid 2 其中 A B 和 L 分别为通道的宽度 深度 长度 出口蒸汽质量 X 计算从通道中的能量平衡 X 6 1 insatp fluid fg TTC m Q h 这些实验数据不确定性的测量 如表1所示 4 结果与讨论结果与讨论 该部分的主要研究结果的可视化过程中的流动模式 讨论了流动逆转 间歇流 压降 振荡 最后 质量通量的影响 热流量的流动模式 沸腾传热系数进行了分析 4 1 流动模式 在微通道蒸发器观测的流动模式进行分类的最普遍接受的术语和描述 图3显示了实 际的和增强的流动图案的图像在这些实验中观察到 在流动方向是从右到左 观察到沿通 道的地方是一个单一的流动模式 并在这项工作中拍摄的图像在沟道长度的中点了 图3a 显示了泡状流 进行气相分布在离散的气泡在液体介质 在被加热的表面陷阱蒸汽或气体 的小洞和作为成核位点 如果被加热的表面温度超过饱和温度 泡沫可能增加空腔内 出 现在它的嘴 随着热通量的增加 在墙上增加泡沫的生成速率 泡沫变大 但比较小的通 道的尺寸和最终脱离壁面以及随流液 当一个泡沫的跨度较小的横向尺寸的通道 主要是 由于气泡的生长或气泡合并 泡状流的变化对段塞流 在图3b所示的段塞流的特点是密 闭的气泡的液体蛞蝓可分离或不包含一个较小的气泡分散 泡沫的鼻子有特征性的球形帽 和气泡中气体是由降膜液体从壁面分离 的细长的气泡的长度有很大的不同 如果在通道中的段塞流的两相混合物的流动速度的增加 例如 增加热量的系统 大的气 泡结构变得不稳定 这种不稳定的结果在一个混乱的不规则形状的气泡的运动 从字面上 没有明显的界面形状 这两个阶段可能是连续的 不断的 churning 流观察到如图所示 3C 虽然 churn 流通常是保留给纵向的几何形状 相同的名称用在这里 由于相似的 外表 事实上 一些作者也使用术语 churn在水平通道 Saisorn et al 2010 Harirchian and Garimella 2009a b Ekberg et al 1999 图3 流动模式 左 实际的图像 右 MATLAB图像处理工具增强 a 泡状流 b 弹状 流 c 搅拌流 d 环状流 e 波浪环状流 及 f 逆环状流 在更高的质量水平 两相流呈环状流如图3d 所示 这是一个在通道壁的液体层膜与气体在 中心流动的连续界面 当气体速度高 波状环形流被观测到 其中界面变得不稳定 导致 形成波浪在如图3e 所示的界面 在非常高的通量 干的是观察到的大多数的通道壁是干的 除了一个流体 显然是在通道的顶壁流动 这种流动称为逆环状流如图3f 所示 图4 反流 378 471 M G 365 kg m2s Q 546kw m2 a 泡状流 b 在左边 的泡沫开始成长 和 c f 泡沫是由通道壁和扩张的上游流动逆转的局限原因 4 2 流动逆转和间歇流模式 流动逆转可以在通道壁的表面使用的成核位点阻止 Kandlikar 等人 2006b 使用 一个入口通道的上游 或扩大在流动方向上的微通道 李等人 2010 为了了解在直通 道的流动反转的自然发展 这些程序不被使用的研究 流动逆转是在这项工作中高速的可 视化观察和它是由于在上行方向的蒸汽膨胀 微通道中的流动反转也被报道的 Kandlikar 2004 斯坦克和 Kandlikar 2004 图4显示了一个序列的低的热通量的段 塞流蒸汽膨胀 Q 546KW m2 图4a 显示了一个典型的泡状流的流动方向移动的通道 在左边的泡沫的发展如图4b 所示 这个泡沫仍在继续增长 但受制于通道壁和两个方向扩 展 上游的泡沫膨胀 造成反流的流动方向如图4C F 所示 两种流动模式是在过渡流的预期 例如 泡状流 弹弹状流向泡状 当两个以上的模 式 该模式被称为间歇流 一个典型的间歇流如图5所示 在泡状流如图5a 显示转向在小 于6毫秒 如图5b 和 C 表现出搅拌流和环状流 液体薄膜沸腾环状流减小 表明干出点如 图5所示 图5显示即时几乎一半的通道长度重新湿润 最后 流动模式变成波浪环状流 图5F 之前达到其原有的泡状流条件如图5G 所示 这个间歇流流型压降时 振荡也观 察到 这将在第4 5节中讨论 图5 间歇流 378 471 M G 1373 kg m2s Q 3146kw m2 a 泡状流 b 搅拌流 环状流 C D 局部的干燥条件 E 的再润湿的信道 F 波浪环状 流 G 的泡状流 图6 摘要流动沸腾的模式在198 241 M 通道 SP 单相 S 段塞流 S A 段塞 流和环状流 I 逆环状流 4 3 热流密度和质量流量对流场的影响 图6显示了在198 241 M 通道的热通量为2197kw m2的中观察到的流量模式的总结 四种不同的质量通量 G 340 681 1024 1296kg m2s 任何单一的流动模式发生沿 通道 在这个微通道尺寸 泡状流不在可视化的位置 建立相反 段塞流开始后早期出现 的核态沸腾 ONB 段塞流开始分别在热通量的396 485 616和747 kW m2的质量通 量的340 681 1024和1296kg m2s 随着热通量的增加 流动格局的变化对弹 环状流 该流程的特点是一个密闭气泡的上游和下游 最终占用的信道转换成环状流的总长度的扩 展 请注意 作为质量流量的增加 过渡线移向更高的热通量 图7 流程制度198 241 M 通道 JF 和 JG IB 沸腾 S 段塞流 S A 段塞流和环状流 I 逆环状流 干燥的条件达到了最低的质量通量 G 340kg m2s 最小的通道尺寸198 241 m 此干燥条件 观察在倒置 起价约1100kw m2 如图6所示为环状流 这种流动模式是不可 取的 不仅由于通道壁面温度的急剧增加 但也由于传热系数下降由于热量通过传导和辐 射透过一层蒸汽代替液体膜 随着质量流速的增大 煮沸或 ONB 开始在一个更高的热通 量 这也被 harirchian 和加利梅拉报道 2010 bertscha 等人 2009 对于 198 241 M 通道流型图绘制使用液体与蒸气流速 JF JG 和流量 G 和蒸汽的质 量 x 是在图所示 7和8 沸腾通常在 ONB 其次是沸腾 IB 段塞流 S 段塞流 和环状流 S A 在蒸汽段塞的扩大和占用信道的总长度 和逆环状流 I 4 4 沸腾曲线 沸腾曲线绘制在图198 241和378 471 m 的微通道蒸发器 在壁的热通量与在通道 的端壁和饱和温度之间的温度差的变化而言9和10分别 将结果绘制在350和1300kg mss 代 表一个进程路径增加的热通量可达范围4质量通量3700kw m2的或直到在微型蒸发器装配单 元的最高温度达到180 C 由于最高温度是由加热筒的达成 为沸腾曲线的数据点都不可 能在某些情况下 高的热通量 流体的入口温度控制在50 C 这对应于约50 K 的过冷沸 腾曲线的所有 图8 流程制度198 241 M 通道 G 或 X IB 沸腾 S 段塞流 S A 段塞流和 环状流 I 逆环状流 图9 微型蒸发器沸腾曲线198 241 M 通道 图10 微型蒸发器沸腾曲线378 471 M 通道 一个单相区域对应的沸腾曲线的直线部分之前观察到的 ONB 见图 9和10 基于池 或流动沸腾过程中的沸腾曲线的典型行为 这种行为应该消失后 ONB 的线性和的沸腾曲线 特征曲率必须出现 由于渠道经验沸腾 单相仍然主导着在两相流 ONB 后立即曲率不明 显 使用高速的可视化 ONB 观察时 泡沫的形成 在夹缝中生存第一 ONB 表明对质量流 量的依赖性 这是更明显的通道尺寸198 241 M 在更高的热通量观察在 ONB 的质量通量 的增加 壁面过热度偏移通常是在 ONB 的起始不观察 ONB 或沸腾区域后 核态沸腾区启 动 这是由增加边坡的沸腾曲线随着热通量的增加 临界热通量 CHF 的特点是在沸腾曲 线作为一个在壁面过热度的增加与热通量增加小 的实验数据没有达到 CHF 干燥条件下 除了最小的通道尺寸的微量蒸发器 198 241 M 和最低流速 G 340kg m2s 如图9所 示 CHF 时 与一个倒置的环形流模式观察膜沸腾 基于图9看来 CHF 随质量流速的增大 这也是 bertscha 等人在2009年的报告 如图9所示 数据融合成一个单一的曲线的上方温度7 K 和超越这一点没有明显的影响 质量通量的沸腾曲线 除了 G 405 kg m2s 达到干燥条件 那么有没有效果的在这之后 过热度对沸腾曲线的质量通量 这个观察可能支持显性核沸腾在对流沸腾机制后的过热度8 K 的微通道198 241 M 相反 对于较大的通道378 471 m 沸腾曲线不收敛到一个单一 的曲线如图10表明对流沸腾核态沸腾显示可支配的 虽然类似的意见已被其他作者报道 实验条件 流体 流量 式通道的大小 等等 都是不同的 此外 在这项工作中的多通 道蒸发器观测到的非均匀进气流量的影响已通过使用一个单通道隔离 4 5 压降和通道壁面温度 实现在微型蒸发器的正常流动条件下 泵必须克服系统的总压降 因此 重要的是要 知道如何在流动沸腾过程中为了选择一个合适的泵容量的压力降的变化 与单相流的压力 降是恒定的对于一个给定的质量通量 沸腾两相流中的热通量增加的压力降增加 图11显 示了这种行为的压力降和通道壁面温度为198 241 M 通道在恒定的质量流量 g 340 kg m2s 这个数字是分为三个区域 单相 沸腾 沸腾两相流 单是在 ONB 和沸腾两相流 时发现在图3中定义的至少一个是观察到的流量模式 沸腾起始处的单相和两相区之间 是 由气泡生长在腔和连接到通道壁 这避免了混乱的泡状流 气泡行程与流体 图11 压降和壁面温度为198 241 M 通道和恒定的质量流量 G 340kg m2 此配置 ONB 开始热通量 qONB 329 kW m2的沸腾之间的观察329和396kw m2 图11可 知 396 kw m2的热通量是沸腾两相流开始的地方 段塞流模式 开始在这一点上 在通 道中的压力降不显示对单沸腾地区却在沸腾两相区热通量的增加和早期的热通量的任何依 赖 在微通道蒸发器的所有流量评估观察到这种特性 重要的是要提到的 沸腾区域没有 观察到在所有的实验中观察到的流动模式后立即 ONB 通道壁的温度显示几乎是线性的行为与两个蒸发器的热通量的尊重 无论流量单和沸 腾区 在 q 396kw m2 如图11所示的初始和两相流区域之间的过渡过程中观察到温度的 热通量的一个显着的变化斜率 对于这种特殊情况 CHF 干燥条件下 与一个倒置的环形 流模式观察 在这种情况下 压降和通道壁面温度的一个非常小的增量对热通量 如图11 所示显著增加 压降和通道壁面温度类似的趋势是由陈和加利梅拉报道 2006 图12 压降振荡378 471 M 通道 高的热通量的直接后果是在墙上的通道温度波动和测量的压降通道 图12显示的压力 下降时间的痕迹 378 471 M 通道在两个不同的热通量和恒定的质量流量 波动强度和 峰值振幅 量化的标准偏差的两倍 R 的压力降的测量为26 和44 的 QW 3021kw m2和 QW 1962kw m2分别如图12所示 中的压力降和通道壁面温度和热通量增加振荡的振幅和 可以归因于密闭的气泡 生长的再润湿 流动逆转的 图13 当地的 HTC 和蒸汽的质量为198 241 M 通道 图14 当地的 HTC 和蒸汽的质量为378 471 M 通道 图15 当地的 HTC 与热通量的198 241 M 通道 图16 当地的 HTC 与热通量的378 471 M 通道 4 6 传热系数 HTC 当地的 HTC 绘制的局部质量功能 图 13和14 和热通量 图 15和16 的信道的大 小198 241和378 471 M 数据涵盖四个不同的质量通量与当前安装的质量和热通量的整 个范围的可能 HTC 的降低的质量或热通量增加 类似的趋势被斯坦克和 Kandlikar 报告 2004 HTC 的高质量或热流值低 然后开始大幅下降 直到达到干燥条件 在这种情况 下的 HTC 急剧下降 如图13所示的质量 X 0 42 图15表明 通道尺寸198 241 M HTC 没 有热通量 QW 1000kw m2 K 后的质量通量的变化 除干燥条件 这也可以支持从图9 在沸 腾曲线收敛到一个单一的曲线 QW 1000 kw m2的热通量量子 因此 运用宏观逻辑 这表明 当核沸腾占主导地位的运输 沸腾曲线和 HTC 几乎独立的流量 该信道的大小主要由 HTC 沸腾控制 高速的可视化确认控制对流沸腾核态沸腾后段塞流是大多数观察到的模式在这 个通道尺寸的实验 对于378 471 M 通道的大小类似的分析表明 HTC 取决于质量通量和 沸腾曲线不收敛到一个单一的曲线如图 10和16 在流动可视化这个通道的大小 所有的 流动模式 在更高的热通量同样观察 再润湿是很常见的 这可能表明 成核和对流沸腾 都是同等重要的 5 5 结论 观察小结结论 观察小结 高速的可视化确认流动模式依赖于质量通量 热通量和信道的大小 主流模式观察到 核态沸腾的发病后的气泡 塞 流失 环形 环形波状 和逆环状流 对于一个给定的质 量通量和信道的大小 流型的进展从一个到另一个随着热通量的增加 然而 它是可能的 并不是所有的流动模式 上面提到的发生在一个信道 例如 泡状流是不是在 198 m241 M 通道观察到气泡的通道壁和段塞流限制开始发病的核态沸腾后立即 对核态沸腾增加的质量通量的增加发病的热通量 相关的减少在热边界层的厚度可抑 制成核发病至更高的壁面过热度达到 因为只有观察到的最小的微通道尺寸和最低的质量 通量的临界热流密度 它是可能的 临界热通量可以具有较高的质量流量和更大的通道尺 寸避免 反相流动观察这些单通道微型蒸发器透露 这是限制气泡膨胀过程中引起的上游 这 可能有助于解释反流在多通道微型蒸发器已主要归因于渠道之间的流体的非均匀分布的观 察 在沸腾两相流 在微通道的增加与恒定的流速的热通量的压降 不像在一个单相的压 力降是恒定的 虽然 在较低的热通量观察反流 压降保持相对不受流动逆转 在较高的 热通量和振荡的幅度随着热通量的增加观察到压力振荡 间歇流的特点是多流模式下 不同时 在微通道内的相同的条件下进行观察 间歇流 似乎是通过重新润湿的通道壁引起的 因此 再润湿性起到了至关重要的作用 可能是负 责和流动模式的发展演变 流模式与质量流量的紧密耦合 热通量和信道的大小 然而 泡状流和段塞流往往出 现在较低的热流量 和成环形 在更高的热通量倒置 用于传热系数更精确的模型 如果 将建模的努力都集中在每一个特定的流态 因此 流型图与定义良好的制度可以方便的建 模 虽然 子冷却的沸点曲线的影响没有被报道在这项工作中 两个不同的过冷温度下的 实验结果 50和70 表明 沸腾曲线向上移动 作为子冷却增加 因此 必须小心 当 比较沸腾传热系数在不同子冷却 参考文献参考文献 Bao Z Y Fletcher D F Haynes B S 2000 Flow boiling heat transfer of freon R11 and HCFC123 in narrow passages Int J Heat Mass Trans 43 3347 3358 Bertscha S Groll E A Garimella S V 2008 Refrigerant flow boiling heat transfer in parallel microchannels as a function of local vapor quality Int J Heat Mass Trans 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