HFE-7100 平行微通道流動沸騰實驗*

解奕晨 莊曉如 岳思君 李翔 余鵬? 魯春

1) (南方科技大學力學與航空航天工程系,深圳 518055)

2) (深圳職業技術大學機電工程學院,深圳 518055)

微通道流動沸騰冷卻技術兼具相變潛熱和微尺度效應的諸多優點,是解決微電子器件熱致失效問題的重要方法之一.HFE-7100 是一種安全環保的電子氟化液,特別適用于微電子器件的冷卻.本文在水力直徑為0.5 mm 的矩形平行微通道內,對HFE-7100 的流動沸騰傳熱和兩相流動特性進行了實驗研究，測量范圍為常壓下質量流率88.9—277.8 kg·m-2·s-1、入口過冷度20.5—35.5 ℃和有效熱流密度12—279 kW·m-2.本文分析了質量流率、入口過冷度、有效熱流密度和干度對傳熱系數和壓降的影響,發現在較低的入口過冷度下HFE-7100 出現了沸騰遲滯現象,且增大入口過冷度和質量流率會延緩沸騰起始點的發生,且會提高傳熱系數和臨界熱流密度.兩相壓降受有效熱流密度影響較大,且在定干度下不同質量流率的兩相壓降在塞狀流和環狀流階段有明顯差異.同時,通過觀測兩相流型,對流動沸騰傳熱現象進行了分析.本文還將兩相壓降實驗數據與文獻關聯式預測值進行了對比,與Lockhart 提出的關聯式預測值偏差為19.6%.本文研究結果可為微電子器件散熱設備的優化設計提供理論指導:以HFE-7100 作為傳熱工質并將微通道流動沸騰冷卻技術應用于微電子器件散熱設備,可以提高設備的穩定性和可靠性;在不同熱流密度的設備中通過控制入口過冷度和質量流率可有效地提升其散熱性能;采用Lockhart 提出的兩相壓降關聯式可預測散熱設備所需的泵功.

1 引言

隨著電子器件不斷發展,其集成度和功率密度越來越高,熱效應也愈加明顯.傳統的風冷和水冷技術已無法滿足電子器件的散熱需求,而微通道流動沸騰冷卻則是一種有效的解決方案.與傳統技術相比,其具有更高的相變傳熱系數和更緊湊的結構,因此具有更優良的散熱能力[1].另外,電子氟化液(如HFE-7100,HFE-7200,FC-72 等)具有良好的化學惰性、電氣絕緣性能以及適宜的相變溫度(HFE-7100 標準沸點為61 ℃),不會對電子器件產生損害.因此,將電子氟化液作為傳熱工質應用于微通道流動沸騰冷卻技術中,可以提高系統的穩定性和可靠性[2].此外,通過優化傳熱參數和結構設計,可以進一步提高微通道流動沸騰冷卻的性能,為電子器件的散熱問題提供更好的解決方案.

近年來,關于微通道流動沸騰傳熱和兩相流動特性的研究已有大量報道.Harirchian 和Garimella[3]以FC-77 為工質,將平行微通道內主要的5 種流型命名為泡狀流、彈狀流、攪拌流、細環流和局部燒干狀態下的倒環狀流,發現當水力直徑小于0.4 mm 時核態沸騰受到抑制.Asrar等[4]對具有稀疏針翅結構的單質硅微通道中R245fa 的流動沸騰進行了研究,發現在微間隙中觀察到多種兩相流動模式:泡狀流、攪拌流和霧狀流,流型主要在微間隙中的針形肋片周圍發生變化,通過流型長度可判斷出ONB 附近的單相段和兩相段長度.楊曉強等[5]實驗研究了在大寬高比矩形微通道內去離子水的流動沸騰傳熱特性,發現隨著通道尺寸、熱流密度、飽和壓力和質量流率的減小,傳熱系數(heat transfer coefficient,HTC)逐漸減小;質量流率增大對HTC 的強化作用會隨著通道尺寸的減小而削弱;通道尺寸較小的流動沸騰傳熱受核態沸騰換熱主導,而通道尺寸較大的受核態沸騰和對流沸騰換熱機制共同作用.Wang等[6]則對FC-72 在矩形單微通道中的流動沸騰傳熱特性進行了實驗研究,得到HTC 會隨著通道尺寸的減小而增大,且質量流率越大,通道尺寸的影響越大,這與楊曉強等[5]的結論相反.Al-Zaidi等[7,8]實驗研究了HFE-7100在平行微通道中的流動沸騰傳熱和兩相流動特性,發現HTC 在干度值接近0 時會達到峰值,之后隨著干度的增大而減小,其幾乎不受質量流率的影響,但受熱流密度的影響較大;隨著通道長寬比增大,HTC 增大而壓降減小.他們還通過快速傅里葉變換分析得出壓降波動的頻率和振幅隨熱流密度呈正相關,兩相壓降包括加速壓降和摩擦壓降.Cheng 和Wu[9]則在平行微通道中進行了實驗,研究入口過冷度對去離子水流動沸騰傳熱特性的影響,發現當入口過冷度足夠大(70 ℃)時,在沸騰的初始階段會出現沸騰遲滯現象,沸騰傳熱曲線在沸騰起始點(onset of nucleate boiling,ONB) 附近存在明顯的拐點,此時隨著熱流密度增大,壁面過熱度急劇下降;隨著入口過冷度增大,沸騰遲滯現象越明顯,臨界熱流密度(critical heat flux,CHF)越高,流動不穩定現象越明顯.另外,Yang等[10],Tuo 和Hrnjak[11]認為微通道內工質的回流會引起壓降波動并造成流動分布不均勻.

目前,微通道流動沸騰的研究大多基于去離子水,對電子氟化液的相關研究相對不足,實驗工況范圍也有限.與去離子水相比,電子氟化液的熱物性相對較差,例如HFE-7100 的氣化潛熱約為水的1/20,液體比熱約為水的1/4,導熱系數約為水的1/10,表面張力約為水的1/5[12].這些差異導致電子氟化液的流動沸騰傳熱和兩相流動特性與水存在明顯的差異,例如表面張力較小會導致發生ONB 所需過熱度較大;較小的氣化潛熱不利于獲得更高的CHF;較高的氣相密度會導致氣泡脫離直徑較大等,這些因素均可能導致傳熱惡化和流動不穩定[13-15].因此,本文在水力直徑為0.5 mm 的矩形平行微通道內對HFE-7100 的流動沸騰傳熱和兩相流動特性進行了實驗研究,分析了質量流率、入口過冷度、有效熱流密度和干度等因素的影響,并獲得了不同沸騰階段的兩相流動形態.

2 實驗裝置及數據處理方法

2.1 實驗系統

實驗系統如圖1 所示,儲液罐中的被測工質在齒輪泵的驅動下,經過濾器和質量流量計后,在預熱器中被加熱至所需入口過冷度,再進入微通道測試段中進行流動沸騰換熱;換熱后的工質經風冷冷凝器和冷卻盤管冷卻,回流到儲液罐中進行下一次循環.另外,實驗過程中的沸騰兩相流動形態通過安裝在顯微鏡上的高速攝像機拍攝得到.通過改變齒輪泵的轉速和旁通針閥的開度控制被測工質的流量.溫度、壓力和質量流量等測量數據由數據采集器記錄,并通過LabVIEW 軟件連接到計算機輸出數據.更詳細的實驗系統介紹可見專利[16].

圖1 微通道流動沸騰實驗系統示意圖Fig.1.Schematic view of the experimental apparatus.

如圖2 所示,微通道測試段由加工有微通道的紫銅熱沉、含進出口腔的隔熱體、電加熱棒、透明有機玻璃上蓋板和底部隔熱蓋板等組成.緊固螺栓和螺母用于連接和固定整體部件,而密封O 圈確保紫銅熱沉、隔熱體以及有機玻璃之間的良好密封性.隔熱體進出口腔中還布置了測溫和測壓點,用于實時監測被測工質的進出口溫度與壓力值.在紫銅熱沉中部按規律布置熱電偶形成測溫陣列.

圖2 微通道測試段結構圖 (a) 紫銅熱沉熱電偶排布;(b) 測試段組裝示意圖;(c) 平行微通道結構尺寸Fig.2.Schematic view of the test section:(a) Thermocouple arrangement on the copper heat sink;(b) assembly drawing;(c) dimensional drawing of the microchannels.

2.2 數據處理方法

流動沸騰傳熱系數(h,W·m-2·K-1)可由下式計算得到:

式中,Tf為通道內被測工質溫度,單位為℃;qeff為微通道壁面有效熱流密度,單位為W·m-2;Tw為微通道壁面溫度,單位為℃.本文選取最靠近微通道測試段出口的T3熱電偶測量點相對應計算所得的h進行流動沸騰傳熱特性的分析.

對于單相流,Tf可由下式計算得到:

式中,Tin為微通道測試段被測工質入口溫度,單位為℃;z為與T3熱電偶測量點相對應流動方向的加熱長度,單位為m;B為微通道加熱寬度,單位為m;M為被測工質質量流量,單位為kg·s-1;cp為被測工質比熱,單位為J·kg-1·K-1.而對于兩相流,Tf則為通道內被測工質的局部飽和溫度Ts,單位為℃,飽和溫度是與飽和壓力相對應的熱力學平衡溫度,可根據下式求得:

式中,飽和壓力p(Pa)可由測試段入口壓力和進出口壓差,并假設通道沿程壓降線性變化的局部壓力得到.

假設紫銅熱沉中部滿足一維導熱規律,q和Tw可通過傅里葉導熱定律計算:

式中,λCui為紫銅的導熱系數,隨溫度變化[17],單位為W·m-1·K-1;Ti為紫銅熱沉中對應熱電偶所測量的溫度,單位為℃;d為按規律排布的熱電偶間距,單位為m;Δd為微通道換熱表面至最近熱電偶的距離,單位為m.為了驗證一維導熱假設,本文測驗了微通道底部平行和垂直于流動方向上的溫度分布.結果表明,無論對于單相流還是兩相流,平行于流動方向上的溫度幾乎一致,而垂直于流動方向上的溫度則基本呈線性分布,因此假設成立.

有效熱流密度(qeff,W·m-2)可由下式計算:

式中,Hfin,Dfin,Wch分別為肋片高度、寬度和通道寬度,單位為m;L為微通道加熱長度,單位為m;Nch為通道個數.

干度可由下式計算:

式中,Hlv為氣化潛熱,單位為kJ·kg-1,本文被測工質HFE-7100 的氣化潛熱值[18]為111.6 kJ·kg-1.

單相Nu數可由下式計算:

單相Re數和摩擦因子可由下式計算:

式中,ρl為液相工質密度,單位為kg·m-3;G為被測工質質量流率,單位為kg·m-2·s-1;μl為被測工質液相黏度[19],單位為Pa·s:

微通道沿程壓降(Δpch,Pa)可由下式計算:

式中,Δp,Δpc,s,Δpe,t分別為進出口壓降、入口收縮壓降和出口膨脹壓降,單位為Pa,可由文獻[20,21]中的公式計算.

2.3 測量不確定度分析

實驗測試裝置的型號、測量范圍、設備不確定度如表1 所列.

表1 測量參數的不確定度Table 1.Uncertainty of measurement parameters.

根據NIST[22]的計算方法,由于兩相熱流密度是通過一維傅里葉導熱定律計算得到,其相對不確定度可由下式計算:

式中,?fq/?T為溫度對熱流密度不確定度的傳播系數,?fq/?L為長度對熱流密度不確定度的傳播系數,它們均通過(4)式推導計算得到;u(T)為溫度測量的不確定度;u(L)為長度測量的不確定度.

傳熱系數的相對不確定度可由下式計算:

式中,u(Ts)為被測流體飽和溫度的不確定度,單位為K,可通過(3)式推導計算得到;u(Tw)為壁面溫度的不確定度,單位為K,可由下式計算得到:

式中,?fTw/?T為溫度對壁面溫度不確定度的傳播系數,?fTw/?L為長度對壁面溫度不確定度的傳播系數,?fTw/?q為熱流密度對壁面溫度不確定度的傳播系數,它們均通過(5) 式推導計算得到.

干度的相對不確定度可由下式計算:

式中,?fx/?q為熱流密度對干度不確定度的傳播系數;?fx/?M為質量流量對干度不確定度的傳播系數;?fx/?L為長度對干度不確定度的傳播系數;?fx/?Ts為飽和溫度對干度不確定度的傳播系數;?fx/?T為溫度對干度不確定度的傳播系數.它們均通過(9)式推導計算得到;u(M)為質量流量的不確定度.

根據以上公式,本文計算得到兩相熱流密度的平均相對不確定度為3.25%,兩相傳熱系數的平均相對不確定度為4.94%,干度的平均不確定度為3.2%.壓降的測量不確定度為50 Pa.

3 實驗結果與討論

3.1 實驗系統可靠性驗證

為了驗證實驗系統數據測量的準確性和可靠性,進行了HFE-7100 在單相對流傳熱條件下的實驗,并將結果與相關文獻[23-27]的結果進行了比較.如圖3 所示.其中,?ukauskas[23]關聯式為

圖3 單相 (a) Nu-Re和(b) f-Re 的驗證結果Fig.3.Verifications of single-phase (a) Nu-Re and (b) f-Re.

單相Nu-Re實驗數據與?ukauskas[23]關聯式計算值的平均絕對誤差為9.0%,與Chang等[24]關聯式計算值的平均絕對誤差為15.6%.單相f-Re實驗數據與Brunschwiler等[25],Xu 與Wu[26],Kong等[27]的實驗結果具有相似的變化趨勢.這表明本實驗系統數據測量的準確性較高.實驗結果與文獻結果的偏差主要受微通道結構、水力直徑、質量流速、入口溫度和飽和壓力等工況參數的影響.然而,這些參數對流動沸騰傳熱和流動特性的影響近似相同,這種一致性驗證了本實驗系統數據測量的可靠性.此外,由于在低Re數下,本實驗壓降數值僅有60 Pa,接近壓差傳感器的測量不確定度50 Pa,從而導致在低Re數下單相f的實驗結果與文獻結果具有較大的偏差.

3.2 沸騰傳熱曲線

圖4 為HFE-7100 在不同入口過冷度(ΔTsub)和質量流率(G)下的沸騰傳熱曲線.如圖4(a)所示,在單相區間內,壁面過熱度(Tw-Ts)和有效熱流密度(qeff)幾乎呈線性變化關系,且對于不同的ΔTsub,其線性系數基本相同.隨著(Tw-Ts)增大,可觀察到沸騰傳熱曲線出現明顯的拐點,此時微通道內開始出現沸騰現象,此拐點為沸騰傳熱曲線的ONB.發生ONB 后,微通道內不斷產生氣泡,伴隨相變潛熱的作用使(Tw-Ts)驟降,qeff迅速增加,此現象稱為沸騰遲滯現象[9,28].此外,可見隨著ΔTsub降低,發生ONB 時的qeff和(Tw-Ts)均減小,說明提高ΔTsub會抑制氣泡成核,從而延緩ONB 的發生.與文獻[9]所使用的去離子水不同,HFE-7100 在較低的ΔTsub下就出現沸騰遲滯現象,這可能是因為HFE-7100 具有較低的表面張力(13.6 mN·m-1,約為水的1/5).由于沸騰通常先發生在通道表面的微空腔(稱為氣化成核點)中,較低的表面張力使得液體與通道表面的接觸角較小,當接觸角小于微空腔的有效錐角時,液體便容易填充微空腔,導致ONB 在較高的(Tw-Ts)下發生.此外,由于接觸角較小,已被激活成核點處的氣泡在逐漸擴張過程中,可能會覆蓋鄰近還未被激活的微空腔,使得部分液體受困于鄰腔內,從而抑制了鄰腔氣化成核點的活化,也會導致ONB 需在較高的(Tw-Ts)下才能發生[29].隨著(Tw-Ts)的進一步增大,兩相區間的沸騰傳熱曲線斜率明顯大于單相區間,且相同G下的四組不同ΔTsub的沸騰傳熱曲線在ONB 后的中等qeff區間內基本重合,說明在微通道的氣化成核點大部分被激活后,僅改變工質的入口溫度不會對整體傳熱性能有較大的影響.

圖4 不同(a)入口過冷度和(b)質量流率下HFE-7100 的沸騰傳熱曲線Fig.4.Boiling heat transfer curve of HFE-7100 under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

相比之下,如圖4(b)所示,ΔTsub相同時,隨著G的增大,沸騰傳熱曲線在單相區間內的斜率會微弱增大,且發生ONB 時的qeff和(Tw-Ts)均明顯增大,ONB 后的兩相區間內沸騰傳熱曲線斜率也增大.這是由于G越大,工質與通道表面的對流換熱更好,壁面溫度越不容易升高,導致沸騰傳熱曲線斜率變大.總的來說,ΔTsub和G的變化對單相傳熱的影響均很小,而增大ΔTsub和G會延緩ONB 的發生,且增大G還可明顯提高兩相區間的qeff.此外,由于實驗系統所能提供的冷量有限,本文部分工況未能測到CHF 點.

3.3 沸騰兩相流型

本文通過微通道測試段的透明有機玻璃上蓋板,利用顯微鏡和高速攝像儀拍攝了不同工況的沸騰兩相流型變化,如圖5 所示.

傳熱過程達到ONB 后,靠近出口的通道壁面上首先出現微小氣泡,隨著qeff增大,沸騰成核點不斷向上游延伸.這是因為處于下游的通道加熱量更大,表面溫度更高,氣化核心更容易被激發.這一階段的氣泡較小,氣泡間相對孤立,兩相流型屬于泡狀流,如圖5(a)所示.隨著測試段加熱功率的提高,qeff達到ONB 后的中等熱流密度區間,被激活的沸騰成核點數量急劇增多,通道中的氣泡數量不斷增加,氣泡的體積也迅速增大.這些氣泡聚合并膨脹,逐漸形成較長的封閉蒸氣塞,最終形成塞狀流,如圖5(b)所示.由于蒸氣塞的形成會抑制通道表面氣泡的產生和生長,其流經的加熱壁面產生的氣泡減少,使得氣液相變受到抑制,導致傳熱惡化.進一步提高加熱功率,工質吸收更多熱量,微通道壁面上更多的液體工質發生氣化,在壁面上逐漸形成一層液膜,通道中心則完全由氣相占據,流型逐漸向環狀流轉化,如圖5(c)所示,此時熱量主要通過對流換熱先傳遞到通道周圍的液膜上,再通過相變界面蒸發進行換熱,此階段幾乎觀察不到孤立氣泡的存在.當加熱功率提高到一定程度,靠近測試段出口處的壁面無法充分冷卻,壁面液膜迅速燒干,如圖5(d)所示,出現局部燒干狀態,此時通道下游幾乎沒有液相工質,傳熱性能急劇惡化,熱流密度逐漸接近CHF.

3.4 沸騰傳熱系數

圖6 為不同ΔTsub和G下沸騰傳熱系數(h)隨qeff的變化.可見,在達到ONB 前的單相區間內,各工況的h隨qeff的增加而緩慢增大,且越接近ONB 斜率越大;h隨ΔTsub減小和G增大而增大,但不同工況之間的h差距并不明顯.達到ONB后,通道內逐漸出現氣泡,由于相變潛熱吸收大量熱量,h急劇增大達到峰值.在兩相區間內,隨著qeff的增大,兩相流型逐漸由泡狀流向塞狀流轉變,由于大氣泡和蒸氣塞的存在會抑制加熱壁面新氣泡的生成,導致h減小;qeff進一步增大,兩相流型由塞狀流轉變成環狀流,大量液相工質轉化成氣相,在定G下,工質流體速度升高,使得對流換熱增強,導致h逐漸增大;當qeff接近CHF 時,出現局部燒干狀態,通道內部分區域液膜完全蒸發后無法被液相工質重新潤濕,導致h急劇減小.此外,ΔTsub和G越大,兩相h越大.不同流型狀態下ΔTsub和G對h的影響程度不同:在塞狀流階段ΔTsub的影響較大,曲線分布較分散,h值差別較大;而在環狀流階段G的影響較大,h值差別較大.

圖6 不同(a)入口過冷度和(b)質量流率下HFE-7100 流動沸騰傳熱系數隨有效熱流密度的變化Fig.6.The variation of flow boiling heat transfer coefficient of HFE-7100 with respect to the effective heat flux density under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

圖7 為不同ΔTsub和G下h隨干度(x)的變化,可見h-x和h-qeff的變化曲線相似:在達到ONB前的單相區間內,h幾乎不受x和ΔTsub的影響;在x=-0.05 附近達到ONB,h急劇增大達到峰值,之后隨著x增大而減小;在x=0.2 附近達到兩相h的谷值,之后隨著x增大而逐漸增大;在x=0.65附近接近CHF,h急劇減小.如圖7(b)所示,在定ΔTsub和x下,單相區間的h隨G的增大而微弱增大;達到ONB 后,對于較低G(G=88.9 kg·m-2·s-1),h隨x的增大而減小,且再無上升的趨勢;對于較高G(G=155.6,277.8 kg·m-2·s-1),在塞狀流階段h隨x的增大而減小的變化程度相近,但在環狀流階段,h隨x的增大而增大的變化程度則隨G的增大而變得更為明顯.

圖7 不同(a)入口過冷度和(b) 質量流率下HFE-7100 流動沸騰傳熱系數隨干度的變化Fig.7.The variation of flow boiling heat transfer coefficient of HFE-7100 with dryness under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

3.5 沿程壓降

不同ΔTsub下Δpch隨qeff的變化如圖8(a)所示,單相壓降受入口過冷度影響較小,在兩相區間內入口過冷度越大兩相壓降越小.可以解釋的是,在相同的有效熱流密度下,當入口過冷度較大時,微通道中單相區間所占區域較廣,需提供更多熱量使液相轉化為氣相,微通道內工質整體密度較高,工質流速較低,故沿程加速壓降和壁面摩擦壓降均較小.

圖8 不同(a)入口過冷度和(b)質量流率下HFE-7100 流動沸騰沿程壓降隨有效熱流密度的變化Fig.8.The variation of flow boiling heat transfer pressure drop of HFE-7100 with effective heat flux density under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

不同G下Δpch隨qeff的變化如圖8(b)所示,單相壓降隨qeff的增大基本保持不變,隨G的增大略有增大,這可能是因為在較高的G下工質流動速度較快,使由摩擦產生的壓降增大.在兩相區間內,7 個工況下的壓降均隨qeff的增大而增大.微通道壓降在壁面溫度達到ONB 后迅速升高,這是由于有效熱流密度增大,工質吸收更多的熱量,更多液相工質轉化為氣相.在一定的質量流率下,工質的密度降低,從而使工質的流動速度加快,導致更大的加速壓降損失.此外,氣相工質以明顯高于液相工質的速度行進,這導致對肋片表面的液膜產生更大的剪切力,沿壁面的摩擦壓降增大.加速和摩擦壓力損失都會增大,因此壓降隨qeff的增大而增大.

當質量流率恒為155.6 kg·m-2·s-1時,如圖9(a)所示,不同ΔTsub下Δpch隨x的變化相似:在x＜ 0的單相區間內沿程壓降小于360 Pa,Δpch受x的影響較小,且不同ΔTsub下的Δpch數值相近;在x＞ 0的兩相區間內沿程壓降范圍為215—2104 Pa.當入口過冷度恒為ΔTsub=25.5 ℃時,如圖9(b)所示,不同G下平行微通道流動沸騰Δpch均隨x的增大而迅速增大,且G越大,Δpch增長的速率越快,不同G的Δpch-x曲線在兩相區間內出現明顯分離.結合兩相流型觀察可得,相同x下,在泡狀流階段(q＜ 100 kW·m-2),平行微通道的沿程壓降在不同G下差距不大;在塞狀流和環狀流階段(q＞ 100 kW·m-2),沿程壓降在不同G下有明顯差異,G越大Δpch隨x的增長速率越大.這是因為在泡狀流階段,氣泡生成量相對較少,氣泡間相互孤立,產生的摩擦阻力較小.在塞狀流階段,當G較大時,蒸氣塞受流動的影響較大,蒸氣塞容易被液相工質沖散,氣液相界面的摩擦阻力增大,導致沿程壓降增大.在環狀流階段,x迅速增大,液相工質大量蒸干,氣液相流速差隨著G增大而明顯增大,使沿程壓降增大.

圖9 不同(a)入口過冷度和(b)質量流率下HFE-7100 流動沸騰沿程壓降隨干度的變化Fig.9.The variation of flow boiling heat transfer pressure drop of HFE-7100 with dryness under different operating conditions:(a) Inlet subcooling temperature;(b) mass flux.

本文將文獻[30-33]提出的兩相壓降關聯式預測值與本實驗結果進行對比,如圖10 和表2 所列.使用平均絕對誤差(MAE)作為關聯式預測能力的評估指標,δ 為平均絕對偏差在±30%以內的實驗數據點占總數據量的比例.可以看出,Lockhart 提出的關聯式預測精度最高:MAE 為19.6%,偏差在±30%內的數 據點超 過85%.同時,實驗結果 與4 個兩相壓降關聯式的偏差在±30%內的數據點均超過60%,說明平行微通道兩相壓降實驗結果與兩相壓降關聯式計算數據相近,經典關聯式能夠較好地驗證實驗結果.

表2 兩相壓降關聯式計算結果與實驗結果的對比Table 2.Comparison between the calculated results of the two-phase pressure drop correlation and the experimental results.

圖10 平行微通道兩相壓降實驗結果與文獻關聯式預測值對比Fig.10.Comparison of experimental results of two-phase pressure drop in the microchannel with predicted values from literature correlations.

4 結論

本文開展了HFE-7100 在矩形平行微通道內的流動沸騰傳熱和兩相流動特性實驗,研究了質量流率、入口過冷度、有效熱流密度和干度的影響,并結合兩相流型對流動沸騰傳熱現象進行了分析,得到以下結論.

1) 與常規冷卻工質去離子水不同,HFE-7100在較低的ΔTsub下就出現沸騰遲滯現象,這可能與其表面張力較低有關.

2) ΔTsub和G的變化對單相傳熱的影響均很小,而增大ΔTsub和G會延緩ONB 的發生,且增大G還可明顯提高兩相區間的qeff.

3) 在兩相區間內,h在泡狀流階段達到峰值,當兩相流型逐漸由泡狀流向塞狀流轉變,h減小,再由塞狀流轉變成環狀流,h則增大,最后在qeff接近CHF 時,出現局部燒干狀態,h急劇減小.

4) ΔTsub和G越大,兩相h越大,不同流型狀態下ΔTsub和G對h的影響程度不同:在塞狀流階段ΔTsub的影響較大,h值差別較大;而在環狀流階段G的影響較大,h值差別較大.

5) 單相壓降基本不受ΔTsub和G的影響.兩相壓降隨qeff的增大而增大.相同x不同ΔTsub下兩相壓降數值相近;相同x不同G下兩相壓降在泡狀流階段差距不大,而在塞狀流和環狀流階段會隨著x的增大,曲線出現明顯分離.

6) 將平行微通道內兩相壓降實驗數據與文獻中4 個經典關聯式預測值進行對比,得到平均絕對偏差在±30%內的數據點占總數據量的比例均超過60%,其中Lockhart 提出的關聯式預測精度最高,平均絕對偏差為19.6%.