波形微通道流动沸腾换热特性的数值模拟

波形微通道流动沸腾换热特性的数值模拟
王迎慧;皇甫启捷
【摘要】提出一种壁面为正弦波形结构的微通道,应用VOF模型和用户自定义函数,着重对波形微通道内的流动沸腾换热过程进行数值模拟.对比波形微通道和平直微通道内的汽泡变化、流动沸腾换热效果和可靠性的差异,分析波形结构对微通道流动沸腾换热的影响.对比发现:波形结构可以促进汽泡脱离受热壁面,维持核态沸腾,避免局部干涸,保证汽液两相流动的可靠性.研究结果表明:增大波幅和减小波距均可强化波形微通道的沸腾换热;波幅扩大到4倍(从20 μm增加到80μm),沸腾换热系数提高26.5％,流动阻力升高24.0％;波距缩小到1/4(由2.0 mm减少到0.5mm),沸腾换热系数提高16.0％,流动阻力升高40.0％;波幅对沸腾换热系数的影响较大,而波距对流动阻力的影响较大,但过大的波幅和过小的波距会引起局部干涸,造成传热恶化,不利于可靠传热.
【期刊名称】《江苏大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2019(040)004
【总页数】7页(P397-403)
【关键词】波形微通道;流动沸腾换热;汽泡;传热可靠性;数值模拟
【作者】王迎慧;皇甫启捷
【作者单位】江苏大学能源与动力工程学院,江苏镇江212013;江苏大学能源与动力工程学院,江苏镇江212013
【正文语种】中文
【中图分类】TK121
近年来,随着电子设备的微型化,传统的散热设备与方式已不能满足要求,作为微型热交换系统的典型散热部件—热沉(heat sink)内的流动沸腾问题越来越受到人们的关注.为此,国内外研究者采用多种方法对此进行了大量研究.E. M. FAYYADH等[1]试验研究了低温工质在平直微通道内发生流动沸腾时的流型变化,结果发现,流动沸腾过程中依次出现泡状流、弹状流和波形环状流等流型.A. S. DALKILIC等[2]具体关注低温工质的质量流量、饱和温度、蒸汽质量、热流密度等对微通道流动沸腾换热系数的影响.FANG X. D.等[3]结合文献[4-8]的试验数据,提出一种普适性的饱和沸腾的传热关联式.文献[9-13]研究了微通道中流动沸腾的不稳定性(温度、压力的波动,回流、干涸等),认为微通道中受限汽泡的快速生长和扩张是产生回流的主要原因.
现有的研究多集中在平直微通道内的流动沸腾,对于异形微通道的研究则相对较少.鉴于波形微通道在单相对流换热中的特点,笔者基于前期工作,提出一种上、下壁面均为波形结构的微通道,运用数值模拟方法重点考察水在波形微通道内发生流动沸腾的换热特性,如汽泡的变化、换热可靠性与效果等,并与平直微通道相比较,分析产生差异的原因,为探求高效、可靠的微通道流动沸腾换热方法提供参考.
1 微通道的数理模型
1.1 物理模型与参数设定
本研究的微通道主要结构参数:长L为17.0 mm;高H为0.2 mm;宽为W.如图1所示，通道上下表面为波形,下壁面加热,上壁面绝热.考虑工质沿流动方向发生流动沸腾的特点,结合计算资源和数值研究的要求,将三维微通道简化为二维(暂不考虑宽度方向的变化),简化的二维微通道如图2所示.壁面的波形参数由下式确定:
(1)
式中:A为波幅;λ为波距;l为沿流动方向的长度.
图1 波形微通道模型
图2 二维波形微通道模型
选取9组不同波幅、波距的微通道和1组平直微通道,比较其内部发生流动沸腾换热过程的差异,取值如表1所示.
表1 微通道结构与尺寸参数序号形状当量直径/mm波幅/μm波距/mm表观长度/mm1#波形0.2200.517.02#波形0.2201.017.03#波形0.2202.017.04#波形0.2400.517.05#波形0.2401.017.06#波形0.2402.017.07#波形0.2800.517.08#波形0.2801.017.09#波形0.2802.017.010# 平直0.217.0
对于图2所示的计算区域可用非结构化网格进行划分,由于壁面为不规则的波形结构,采用Quad-pave方法进行网格划分,对贴近壁面的区域适当网格加密,其最小网格尺寸为2×10-3 mm.选取t=20 ms时加热壁面的温度做网格无关性验证,计算结果如表2所示,当网格数大于105个时,偏差在1%以内.因此，确定网格总数为105个.
表2 网格无关性验证计算结果网格总数/(104个)加热壁面平均温度
/K7.5373.2310.0374.4012.5374.5115.0374.46
水从左侧流入,右侧流出(见图2),微通道的入口为速度入口,入口流速为0.1～0.6 m·s-1,入口过冷度为5 K.下壁面的热流密度为250 kW·m-2,上壁面绝热.出口设为压力出口,回流温度为373.15 K,压力的参考点为出口处最上方,操作密度为0.554 2 kg·m-3.计算的时间步长为1×10-6 s.
计算案例中,克努森数Kn小于0.001,N-S方程仍适用.离散通用方程时,对流项、扩散项采用二阶迎风格式,压力速度的耦合采用PISO算法.
1.2 数学模型
VOF(volume of fluid)模型适用于2种及以上互不相融的流体流动,尤其对液体裹
挟气泡的流动,气液两相界面有较大变形的问题,VOF模型的计算结果相对较为可靠、准确.为此,选取VOF模型作为表征微通道流动沸腾的理论模型.考虑水在流动沸腾
过程中相变引起的质量、能量传递,自行编译用户自定义文件,给出汽液两相相互交
换的质量、能量源项.计算时,VOF模型通过求解1组控制方程得到两相流体的体积份额,追踪各汽相与液相体积份额的变化,最终获得两相流体在微通道内的速度、压
力和温度分布等.假定汽、液两相的物性参数为常数,定义液相为主相.微通道流动沸腾的控制方程如下:
+
(2)
+
(3)
+·(ρvv)=-p+·[μ(v+vT)]+ρg+Fvol,
(4)
+·[v(ρE+p)]=·(λT)+Q,
(5)
式中:αl,αv为汽相、液相的体积分数;v为汽液两相的速度矢量;S为液相转移到汽相的质量源项;ρ1,ρv,ρ分别为液体密度、气体密度和汽液两相平均密度; p为汽液两
相共享的局部压力;g为重力加速度;Fvol为表面张力所产生的体积力;λ为汽液两相的平均导热系数;E为汽液两相流体的广义内能;T为汽液两相共用温度;Q为通过汽
液界面的体积能量源项.
(6)
(7)
Q=-hlvS,
(8)
式中:κl为汽液界面液相曲率;hlv为水的汽化潜热;T1为液体的温度;Tsat为水的饱和温度;r1,rv分别为汽液两相质量传递强度因子.
2 数值计算结果与分析
2.1 数值计算结果验证
以前期工作为基础[14],将水在不同入口流速下发生流动沸腾时,微通道内加热壁面沸腾换热系数h的数值模拟结果与经验公式[15]计算结果进行比较,如图3所示,二者基本吻合(误差不超过5%).因此,采用相应的数值模拟方法研究水在波形微通道内的流动沸腾换热特性.
图3 沸腾换热系数的模拟结果与经验公式计算结果的比较
2.2 波形微通道内的汽泡变化
很早就有学者注意到波形通道在强化换热方面的优势,为此,笔者首先从正弦波纹微通道的结构入手,比较其与平直微通道内的速度场与流线图.在入口温度Tin=368 K,初始速度v=0.2 m·s-1,热流密度qw=250 kW·m-2工况下,入口10～11 mm区域内,λ=0.5 mm时,不同波幅微通道的速度场与流线如图4所示.波形微通道由于波形的引入,波峰和波谷之间会产生二次流,且波幅越大,旋涡的强度就越大,如图4c所示.旋涡对波形微通道近壁区流体的扰动明显,周期性出现的旋涡不仅能够破坏近壁区边界层的发展,促进流体混合,而且在流动沸腾的过程中对汽泡的生长、聚并、脱离,汽液两相流型的演变以及流动稳定性都有重要影响.
图4 入口10～11 mm区域内,不同波幅微通道的速度场与流线图
由前述可知,水在波形微通道内的流动呈现出与平直微通道不同的特点,下面具体讨论这种差异对流动沸腾中汽泡的影响.
平直微通道内t=17.0～18.0 ms(饱和沸腾)时,距通道入口10～11 mm处,汽泡形
态的变化如图5所示.在恒热流条件下,当壁面达到一定的过热度时,汽泡(图中红色
区域)迅速成核、长大,相邻的汽泡相互聚并,形成较大的汽泡(图5a).随着汽泡体积
的增大,汽泡所受曳力增大,大汽泡脱离加热壁面,在通道内滑移(图5b),继续与下游
小汽泡聚并、长大直至演变为受限的拉伸汽泡(图5c-e).此后,汽泡向前、向后迅速
扩张,充塞通道,引起汽液两相流动的不稳定.
图5 平直微通道中汽泡形态的变化
与平直微通道相比,波形微通道内的汽泡变化呈现不同的特点.相同工况下,波形微通道(8#,A=80 μm,λ=0.5 mm)中汽泡形态的变化如图6所示.与平直微通道相比,相
同时刻,波形微通道中的单个汽泡体积较小,数量较多.在同一区域,平直微通道中有6处较大的汽泡,而波形微通道中汽泡数量达到14个.起初,加热壁面的汽泡在浮力以
及旋涡的扰动下,汽泡更易脱离,一些较小的汽泡在主流曳力作用下较早地脱离受热
壁面,另外一些汽泡在旋涡的扰动下也有脱离加热壁面的趋势(图6a).伴随沸腾的进行,壁面上的汽泡受热长大,在主流曳力和旋涡的双重作用下发生滑移、聚并而形成
较大的汽泡脱离壁面(图6b).尽管较大的汽泡在通道中沿程流动,不断与小汽泡发聚并,但在此过程中,波形微通道内并未出现受限气泡(图6c-d),始终维持在相对稳定的核态沸腾状态.
图6 波形微通道中汽泡形态的变化
2.3 微通道内汽液两相流型与换热可靠性对比
波形微通道的结构引起的二次流,一定程度上影响汽液两相界面,继而影响通道内汽
液两相流型的变化.在平直微通道中,依次出现泡状流、弹状流、受限的拉伸气泡流、环状流,这与众多学者观察一致[16].而波形微通道也依次出现泡状流、弹状流、拉
伸汽泡流、环状流,并未出现大面积受限的拉伸汽泡流.这种差异直接影响微通道内
流动沸腾换热的可靠性.
距入口10～15 mm处,t分别为25,40 ms时,波形微通道(λ=0.5 mm)、平直微通道内的汽相分布云图分别如图7,8所示.
图7 t=25 ms时,不同结构微通道内的汽相分布云图
图8 t=40 ms 时,不同结构微通道的汽相分布云图
从图7可以看出:波形微通道中汽泡相对分散,呈泡状流,而平直微通道中则呈受限的拉伸汽泡流(图7d).对比图7与图8可以看出:波形微通道的大汽泡也出现拉伸变形,但未完全充斥通道(近壁区仍存在液体薄层);而平直微通道中则多处形成受限的拉伸汽泡(图8d),近壁区不再存在液体薄层,拉伸汽泡之间仅存在较短的液塞,继而出现较长的干涸区,传热恶化(图8d,II处).据此可以得出,波形微通道可以有效防止加热壁面局部干涸,保证通道的流动沸腾换热的可靠性.
2.4 不同结构微通道流动沸腾换热效果的对比
对于处于泡状流阶段的微通道流动沸腾,核态沸腾机制为主导,而环状流阶段则为液膜蒸发和对流蒸发机制共同作用.如前所述,波形微通道能够使流动沸腾多处于稳定的泡状流阶段,而在环状流阶段,又能保证加热壁面有足够的液膜(图8),这有利于流动沸腾的可靠换热.
为了比较不同结构的微通道流动沸腾换热效果,图9给出水在微通道发生流动沸腾时,不同的通道结构对应的沸腾换热系数h、流动阻力Δp与Re之间的变化关系曲线.
图9 平直微通道与不同波形的微通道流动沸腾换热效果的比较
从图9a可以看出:在相同的Re下,波形微通道的沸腾换热系数均高于平直微通道, 7#、4#、8#微通道尤为突出;且随着Re的增加,沸腾换热系数增幅明显.以7#微通道为例,Re=64时,与平直微通道相比,其沸腾换热系数提高近45%；Re=384时,其沸腾换热系数提高近2倍.从图9b可以看出:流动阻力随Re的增加而增加,波形微通道较平直微通道的流动阻力有所增加,这在7#、4#波形微通道中更是如此.
2.5 波幅、波距对流动沸腾换热效果的影响
波形微通道的流动沸腾效果优于平直微通道,但不同结构的波形,其效果不同.下面分别讨论波幅、波距对微通道流动沸腾换热效果的影响.波幅分别为20,40,80 μm,波距不同的微通道内流动沸腾换热系数与流动阻力随Re的变化曲线如图10所示. 从图10可以看出:Re相同,同一波幅,增大波距,换热系数与流动阻力都减小.这是因为,同一波幅下,增大波距,波形微通道趋于平坦,通道内的旋涡强度减弱,扰动程度减小,汽泡脱离延迟,削弱了沸腾换热效果.另一方面,增大波距,流体在通道内流动方向的改变频次减少,流动阻力随之减小.
波距分别为0.5,1.0,2.0 mm,波幅不同的微通道内的沸腾换热系数、流动阻力随Re 的变化曲线如图11所示.在相同的Re下,不改变波距,仅增加波幅,沸腾换热系数、流动阻力均随Re增大.分析因为,增加波幅,微通道内的旋涡数量、强度都有所增加(图4),加热壁面上生成的汽泡更易脱离.同时,随着波幅的增加,流体流速方向与壁面之间的攻角也随之变大,流动阻力增大.
图10 波距不同的微通道内的沸腾换热系数与流动阻力的变化曲线
图11 波幅不同的微通道内的沸腾换热系数与流动阻力的变化曲线
计算发现:在相同的波距下,波幅由20 μm增加到80 μm,沸腾换热系数平均增加26.5%,而在相同的波幅下,波距由2.0 mm减小到0.5 mm,沸腾换热系数平均增加16.0%.由此可以得出,增加波幅提高沸腾换热系数.然而,对于流动阻力而言,在相同的波距下,波幅扩大到4倍,流动阻力平均升高24%,相同的波幅下,波距缩小到1/4,流动阻力平均升高40%.可以得出,波幅对沸腾换热系数的影响较大,波距对流动阻力的影响较为突出.
综上所述,波形微通道的流动沸腾换热效果优于平直微通道,且增加波幅和减少波距都能够增强波形微通道的换热效果.但是,一味增加波幅、减少波距并不总是获得强化沸腾换热的效果.以表1中的最小波距(λ=0.5 mm)为例,波幅分别为40,80 μm
时,比较其在t=45 ms时的局部流型,如图12所示.此时波形微通道中的汽液两相流型均为环状流,与波幅为40 μm波形微通道相比,波幅为80 μm微通道的壁面局部出现干涸区(图12b,Ⅳ处),而波幅为40 μm微通道壁面仍有完整液膜存在(图
12a,Ⅲ处).这是因为,当微通道内呈现环状流时,汽相占主导,汽相产生的二次流会破坏壁面残存的液膜,并且波幅愈大,波距越小,破坏程度越剧烈.同时,二次流旋涡导致波峰下壁面液膜得不到补充,致使微通道的波峰附近易出现干涸区,对流动沸腾换热稳定性、可靠性不利.比较发现,4#波形微通道的沸腾换热效果较优.
图12 4#、7#微通道,t=45 ms时,10～12 mm处的流型图
3 结论
1) 与平直微通道相比,饱和沸腾时,波形微通道中的单个汽泡体积较小,数量较多,更易脱离受热壁面,有助于维持稳定的核态沸腾.环状流阶段,波形微通道的加热壁面邻近区域仍有液膜存在,保证通道的流动沸腾换热的可靠性.
2) 与平直微通道相比,波形微通道的流动阻力、流动沸腾换热系数均有所增加,且增加幅度与通道的波幅、波距有关.波幅对沸腾换热系数的影响较大,波距对压降的影响较大.
3) 增大波幅、减小波距可增强波形微通道的沸腾换热效果,但波幅、波距须合理选取,过大的波幅、过小的波距会导致微通道内的流动沸腾换热的不稳定、不可靠. 参考文献(References)
【相关文献】
[ 1 ] FAYYADH E M, MAHMOUD M M, SEFIANE K, et al. Flow boiling heat transfer of R134a in multi-microchannels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2017, 110: 422-436.
[ 2 ] DALKILIC A S, ÖZMAN C,SAKAMATAPAN K, et al. Experimental investigation on the flow boiling of R134a in a multimicrochannel heat sink[J]. International Communications
in Heat and Mass Transfer, 2018, 91: 125-137.
[ 3 ] FANG X D, WU Q, YUAN Y L. A general correlation for saturated flow boiling heat transfer in channels of various sizes and flow directions[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2017, 107: 972-981.
[ 4 ] FANG X D, ZHOU Z R, LI D K. Review of correlations of flow boiling heat transfer coefficients for carbon dioxide[J]. International Journal of Refrigeration, 2013, 36: 2017-2039.
[ 5 ] FANG X D, ZHOU Z R, WANG H. Heat transfer correlation for saturated flow boiling of water[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 76: 147-156.
[ 6 ] KIM S M, MUDAWAR I. Universal approach to predicting saturated flow boiling heat transfer in mini/micro channels:part II,two-phase heat transfer coefficient[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 64(7): 1239-1256.
[ 7 ] MAHMOUD M M, KARAYIANNIS T G. Heat transfer correlation for flow boiling in small to micro tubes[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 66: 553-574. [ 8 ] CHIEN N B, VU P Q， CHOI K I, et al. A general correlation to predict the flow boiling heat transfer of R410A in macro-/mini-channels[J]. Science and Technology for the Built Environment, 2015, 21: 526-534.
[ 9 ] WANG Y, SEFIANE K, WANG Z G, et al. Analysis of two-phase pressure drop fluctuations during micro-channel flow boiling[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2014, 70(3): 353-362.
[10] TIBIRIÇ C B, RIBATSKI G. Flow patterns and bubb le departure fundamental characteristics during flow boiling in microscale channels[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2014, 59: 152-165.
[11] KHODAPARAST S, MAGNINI M, BORHANI N,et al. Dynamics of isolated confined air bubble in liquid flows through circular microchannels:an experimental and numerical study[J]. Microfluidics Nanofluidics, 2015, 19: 209-234.
[12] YIN L F, JIA L. Confined bubble growth and heat transfer characteristics during flow boiling in microchannel[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2016, 98: 114-123.
[13] LIU Q,WANG W,PALM B. A numerical study of the transition from slug to annular flow in micro-channel convective boiling[J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 112: 73-81. [14] 王迎慧,邵楠,王茹,等.表面张力对矩形微通道汽液两相流动换热的影响[J].江苏大学学报(自然科学版),2016, 37(1): 24-30.
WANG Y H,SHAO N,WANG R,et al.Effects of liquid-vapor surface tension coefficient on two-phase flow and heat transfer in rectangular microchannel[J]. Journal of Jiangsu
University(Natural Science Edition), 2016, 37(1): 24-30.(in Chinese)
[15] SUN L, MISHIMA K. An evaluation of prediction met-hods for saturated flow boiling heat transfer in mini-channels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2009, 52(23): 5323-5329.
[16] KARAYIANNIS T G, MAHMOUD M M. Flow boiling in microchannels:fundamentals and applications[J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 115: 1372-1397.。