陳宏霞, 肖紅洋, 孫 源, 劉 霖, 宮逸飛

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院, 北京 102206)

1 前 言

隨著微加工技術(shù)的發(fā)展以及微機(jī)電系統(tǒng)的廣泛應(yīng)用，各種微電子器件向緊湊型、輕量型發(fā)展；而限制其性能的關(guān)鍵即為散熱問題，因此具有高效換熱性能的相變換熱在微通道內(nèi)的流動及換熱性能的研究越來越受到更多科研工作者的青睞[1-3]。微通道的當(dāng)量尺寸[4]、截面形狀(三角形、矩形、梯形)[5-6]以及平行通道[7-8]、分支通道[9-11]成為研究者幾個重要的研究角度。其中分支微通道(T 型微通道)不僅由于在實(shí)際微通道設(shè)計中無法避免；同時分支結(jié)構(gòu)在相變流動換熱中可引起更為復(fù)雜的兩相流動形態(tài)，對其規(guī)律的研究對于學(xué)科發(fā)展具有重要意義；與此同時，其結(jié)構(gòu)可作為人為調(diào)控微通道兩相流動從而強(qiáng)化其換熱性能的主動調(diào)控新思路[12]。

T 型通道分為2 種形式：順流型通道[1]和沖擊型通道[2-4]。順流型結(jié)構(gòu)中一個出流流道與入口流動方向一致，另一個出流流道沿垂直于側(cè)壁方向進(jìn)行分流；沖擊T 型通道結(jié)構(gòu)為2 個出口流道沿相悖方向流動，且方向均與入流方向垂直；結(jié)構(gòu)的差異造成2 種形式T 型通道分流的作用機(jī)理及分流規(guī)律不同。從上世紀(jì)七、八十年代開始，研究者等[13-30]從通道直徑尺度、流動方向和主流流型等方面考察了不同T 型分液結(jié)構(gòu)對兩相流的不均衡分流規(guī)律；結(jié)果證明氣、液流速、入口流型以及通道尺寸是影響不均衡分流的重要因素；小尺度下順流型T 型通道分流兩相流主要依靠垂直于流動方向上的二次流，沖擊T 型通道分流兩相流主要依靠入流流體對壁面的慣性沖擊；隨著通道尺寸從小尺度變?yōu)槲⒊叨?，T 型微通道分流主要動力從重力及慣性力為主導(dǎo)轉(zhuǎn)變?yōu)閼T性力和表面力為主導(dǎo)作用，兩相流流型的界面特征以及慣性力對相界面的作用直接影響兩相流在T 型微通道內(nèi)的分流規(guī)律[31-36]。ROYDHOUS 等[37]和CHEN 等[12-38]利用數(shù)值模擬方法對微尺度順流型通道內(nèi)界面伸縮動力學(xué)過程及壓差進(jìn)行研究和理論分析，證明利用T 型微通道不僅可實(shí)現(xiàn)兩相流分流，加大分支通道與主通道的尺寸差可顯著提高表面力的作用效果，甚至真正實(shí)現(xiàn)兩相分離。GUNTHER 等[39-40]、ASSMANN 等[41]、KRAUS 等[42]以及LADOSZ 等[10]分別對跨尺度T 型微通道結(jié)構(gòu)在微反應(yīng)器、微分離器中的相分離效果進(jìn)行研究；CHEN 等[12]又針對強(qiáng)化換熱領(lǐng)域提出可利用跨尺度T 型微通道結(jié)構(gòu)人為調(diào)控相變換熱過程中的兩相分布，從而提高相變換熱器的換熱性能；無論何領(lǐng)域的應(yīng)用，對于跨尺度效應(yīng)引起的相分離流動規(guī)律是跨尺度T 型微通道應(yīng)用的基礎(chǔ)。然而，目前對于跨尺度T 型微通道內(nèi)兩相流流動研究主要針對于順流型T 型微通道，對于跨尺度順流型和沖擊型的相分離對比研究以及分離過程中兩相間歇流動中的準(zhǔn)確壓力波動研究尚未見報道。

本文搭建跨尺度T 型微通道，設(shè)計順流型及沖擊型的2 種微通道結(jié)構(gòu)；為增大微通道分液量以及壓力波動的絕對值、減小測量誤差，同時呈現(xiàn)多微通道之間的相互作用，在單管實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上設(shè)計了多管并行的T 型結(jié)構(gòu)；并通過壓力控制實(shí)現(xiàn)氣液兩相的真正分離；利用高速攝像及快速壓力采集監(jiān)測并對比2 種流動方式下的壓力波動及分液規(guī)律，為相分離結(jié)構(gòu)的設(shè)計及應(yīng)用提供第一手?jǐn)?shù)據(jù)。

2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及誤差

本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)核心裝置為微流體控制芯片，為達(dá)到可視化效果，該芯片制作時采用玻璃-硅基雙層結(jié)構(gòu)。微通道為矩形截面，通道深度為200 μm，主通道寬度為2 mm，順流型和沖擊型分流通道均由6 個寬度為100 μm、間距為100 μm、長度為5 mm 的T 型分支微通道組成；整套實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)組成如圖1 所示。本實(shí)驗(yàn)兩相工質(zhì)分別為去離子水和氮?dú)?；為獲得穩(wěn)定的兩相流流型，其中去離子水由步進(jìn)微量注射泵勻速輸入提高液相流速的精度，氮?dú)庥筛邏旱獨(dú)馄拷?jīng)減壓閥以及氣體旋擰閥控制勻速送入實(shí)驗(yàn)臺，并利用微量轉(zhuǎn)子流量計 5 次測量取平均值獲得。實(shí)驗(yàn)采用泰克DAQ64510 快速采集系統(tǒng)以及Agilent 采集器分別收集電壓信號并輸送至電腦，通過電腦數(shù)據(jù)處理軟件轉(zhuǎn)換成壓力數(shù)據(jù)。利用高速攝像機(jī)(分辨率2 320×1 720，曝光時間＞1 ms)精準(zhǔn)捕捉微通道內(nèi)氣液兩相流瞬時動態(tài)過程。

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中微通道尺寸加工精度為100 nm；氣體和液體流量計量程分別為6～60 和2.5～25 mL·min-1，準(zhǔn)確度等級為2.5 級；壓力傳感器測量精度為0.1%，響應(yīng)時間＜1 ms；高速圖像采集頻率為800～1 500 Hz；分液量利用1×10-4精密天平稱重測定，并利用兩出口液體量之和與入口總液體量進(jìn)行校核，其誤差小于2%。計算壓差的分液口壓力以及主通道壓力數(shù)據(jù)均為兩相流平均壓力穩(wěn)定后，選取一段時間內(nèi)的壓力數(shù)據(jù)計算平均值獲得，同時每個工況進(jìn)行5 次重復(fù)實(shí)驗(yàn)，壓力及分液比數(shù)據(jù)為5 次實(shí)驗(yàn)平均值，保證數(shù)據(jù)的可靠性。開展實(shí)驗(yàn)前利用微通道內(nèi)流型分區(qū)實(shí)驗(yàn)對試驗(yàn)臺進(jìn)行系統(tǒng)驗(yàn)證，并獲得彈狀流流型對應(yīng)的氣液流速范圍；實(shí)驗(yàn)過程微通道分液量＜10%，認(rèn)為對分液口上游主通道流型及氣彈/液塞長度比影響較小，通過氣液速在平均值附近微調(diào)可實(shí)現(xiàn)氣液長度比穩(wěn)定。

圖1 實(shí)驗(yàn)臺示意圖 Fig.1 Schematic diagram of the experimental platform

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 T 型分支通道內(nèi)兩相界面運(yùn)動

對于順流型及沖擊型2 種T 型通道，由于分液支管與主通道流動方向的夾角不同，在跨尺度分支管內(nèi)受表面張力作用的界面運(yùn)動獲得不同的慣性力分力，界面伸縮規(guī)律不同。如圖2 所示為彈狀流流經(jīng)順流型通道時的界面運(yùn)動規(guī)律。當(dāng)具有較厚液膜的氣彈頭部達(dá)到分支通道位置并未發(fā)生界面變形；具有薄液膜的氣彈主體區(qū)到達(dá)分支通道位置時，在氣液界面壓差及分支通道壓差的共同作用下，界面向T 型分支通道內(nèi)發(fā)生延展形成“子氣彈”[35]。伴隨兩相流氣速由4 增大到15 mL·min-1，主通道內(nèi)主體氣彈長度增大；同時氣彈與壁面的液膜厚度減小使得主通道與分支通道之間壓差增大，分支通道內(nèi)“子氣彈”最大伸縮長度lmax從0.4 增大到3.9 mm；子氣彈伸縮過程使整個氣彈通過T 型微通道的時間從11 增大到18 ms，增長了64%。同時，多管內(nèi)“子氣彈”的相繼延伸，使得相鄰分支通道內(nèi)的氣液界面具有拖拽作用；邊緣分支通道內(nèi)“子氣彈”受單側(cè)拉力及通道間隔壁面的剪切力，其不對稱性使得通道內(nèi)子氣彈在相反一側(cè)更易受主體流動的影響發(fā)生“回縮”；導(dǎo)致最長子氣彈往往發(fā)生在相鄰的第2 個通道。若氣彈為來流，即分支通道位置未達(dá)到氣彈長度中心位置前，下游第2 通道內(nèi)為最長“子氣彈”；當(dāng)氣彈為離流，即分支通道位置到達(dá)氣彈長度的后半部分時，上游第2 個通道內(nèi)為最長“子氣彈”。

圖2 氣彈在順流T 型微通道交叉口處的界面運(yùn)動 Fig.2 Interface movement of gas slugs at ports of downflow T-type microchannel

圖3 氣彈流經(jīng)沖擊T 型微通道時界面運(yùn)動及液相滯留區(qū)Fig.3 Interface movement of gas slugs at impact T-type microchannel ports

沖擊型通道結(jié)構(gòu)主通道流動方向發(fā)生90°偏轉(zhuǎn)，在氣液兩相密度差及慣性力作用下流動在轉(zhuǎn)彎通道處出現(xiàn)二次流；使得氣相在主通道內(nèi)側(cè)流動，密度較大的液相在主通道外側(cè)流動。如圖3 所示為彈狀流流經(jīng)沖擊型通道時的界面運(yùn)動規(guī)律。當(dāng)兩相流氣液流速分別為qg=4 mL·min-1，qL=4 mL·min-1時，短小氣彈緊貼轉(zhuǎn)彎通道內(nèi)壁流動，通道外側(cè)主要被液體占據(jù)。qg增大至6 mL·min-1，氣彈內(nèi)外壓差增大，氣彈外側(cè)界面向分支通道靠近，并按距轉(zhuǎn)角中心距離由小到大的順序從最頂部通道到底部通道依次延伸進(jìn)入分支通道。繼續(xù)增大qg至10 mL·min-1，氣彈長度增大使得氣彈通過轉(zhuǎn)彎通道的時間增長；但由于二次流流場中液相分布于轉(zhuǎn)彎通道外側(cè)，使得氣液界面在分支微通道內(nèi)的延伸長度受氣速的影響不顯著。與順流T 型微通道相比，方形沖擊型微通道內(nèi)流體流動方向的改變引起二次流，使流場呈現(xiàn)2 個“液相滯留區(qū)”；一為分布于二次流場內(nèi)側(cè)的氣相在轉(zhuǎn)角下游處緊貼內(nèi)側(cè)壁面，使得上游近拐角處出現(xiàn)液相滯留區(qū)；另一滯留區(qū)則出現(xiàn)在流場外側(cè)靠近底部分支通道的轉(zhuǎn)角處，此處液相滯留區(qū)的存在大大提高了沖擊T 型微通道的分液能力。

3.2 液相分離比變化規(guī)律

研究表明通過控制T 型微通道兩相流流動入口速度、分支通道尺度以及分支通道與主通道壓差可實(shí)現(xiàn)真正的液相分離[35]；而在實(shí)際流動工況固定的情況下，需要控制或改變分支微通道出口與主通道之間的壓力差Δp 調(diào)整液相的分離比。定義T 型多并行分支微通道對彈狀流液相的分離比(即分液比)SR 為

式中：Vs,L為T 型并行分支微通道分離出的總液相體積，mL；Vinlet,L為進(jìn)入主通道的總液體體積，mL。

實(shí)驗(yàn)中在qL=2～10 mL·min-1、qg=5～20 mL·min-1工況范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)彈狀流流型，并研究不同壓力差下T型多并行分支微通道的流動及分液規(guī)律。如圖4所示為順流及沖擊流T型微通道對彈狀流液相的分離比。從圖中可知，隨分支微通道與主通道壓差Δp 的增大使得氣液界面延伸進(jìn)入微通內(nèi)的長度l 增大，在每個流經(jīng)氣彈衍生出子氣彈的延伸-回縮過程中子氣彈“往復(fù)活塞”排液量即分液比SR 增大。

圖4 分液比與T 型分支通道壓差的關(guān)系圖 Fig.4 Relationship between liquid separation ratio and pressure difference at T-type microchannel ports

圖5 沖擊T 型微通道內(nèi)子氣彈最大長度與氣、液流速的關(guān)系 Fig.5 Relationship between the max length of the sub-gas slug and the gas/liquid inlet flow rate in impact flow T-type microchannels

對于順流T 型微通道子氣彈在垂直于流動方向的分支通道內(nèi)伸縮過程，液相流速的增大顯著增大了分支通道口子氣彈“脖頸”處所受沿主通道內(nèi)流動方向上的剪切力，促進(jìn)了子氣彈的回縮過程，降低分液比；而增大氣相流速，增大氣液界面處壓差促進(jìn)“子氣彈”向分支通道內(nèi)延伸的同時也增大了子氣彈“頸”處的剪切力，因此對于順流T 型微通道氣速對分液比的影響較小，如圖4(a)所示。結(jié)合如圖5 所示子氣彈在分支通道內(nèi)的最大伸縮長度lmax可知，對于沖擊型通道，氣速的增大直接導(dǎo)致進(jìn)入分支通道內(nèi)子氣彈增長，分液比增大；而由于通道結(jié)構(gòu)內(nèi)流場二次流的存在，慣性力大的液相對分液比的影響要復(fù)雜的多。在較低流速范圍內(nèi)液體流速加快增大了氣彈沿原主通道方向上的慣性力，使氣彈在微通道內(nèi)延伸長度增大；而當(dāng)液速繼續(xù)增大，由于慣性力的增大主流流體的二次流顯著增強(qiáng)，氣、液流體均向拐角中心壁面靠攏，此時液速的增大反而減小了氣液界面在微通道內(nèi)的延伸長度(圖5)以及分液比(圖4(b))。對比圖4(a)與4(b)可知，在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，沖擊型兩相流分液工況qg≤15 mL·min-1，qL≤10 mL·min-1，分液比可達(dá)10%；而順流型分支通道實(shí)現(xiàn)液體分離的兩相流流速范圍為qg≤15 mL·min-1，qL≤6 mL·min-1，分液比最大為8%；即沖擊T 型微通道具有更優(yōu)的分液能力且分液工況范圍寬，利用沖擊T 型微通道更易通過流速和壓差的控制實(shí)現(xiàn)分液比的調(diào)節(jié)。

3.3 T 型分支通道臨界壓差及主通道壓力波動

分支通道內(nèi)子氣彈的“往復(fù)活塞”運(yùn)動是跨尺度T 型微通道結(jié)構(gòu)分離兩相的源動力，一旦子氣彈在分支通道內(nèi)的最大延伸長度lmax大于等于分支通道的長度l，氣彈流出T 型分支通道發(fā)生漏氣，T 型分支通道的相分離性能即刻失效；則維持T 型分支通道相分離功能，或維持子氣彈在分支通道內(nèi)的伸長長度lmax=l 時的最大分支通道與主通道的壓差為臨界壓差Δpc；當(dāng)實(shí)際壓差小于臨界壓差時即可實(shí)現(xiàn)相分離，反之分液能力失效。研究不同工況下臨界壓差Δpc，可根據(jù)式(2)多孔結(jié)構(gòu)內(nèi)兩相流壓降公式以及實(shí)際工況允許壓降設(shè)計實(shí)現(xiàn)液相分離的多孔結(jié)構(gòu)孔隙率、厚度等結(jié)構(gòu)參數(shù)；因此臨界壓力的研究是實(shí)際應(yīng)用T型微通道進(jìn)行相分離的基礎(chǔ)。

式中：p 為兩相流壓力，Pa；x 為多孔結(jié)構(gòu)厚度或微通道深度，m；ε 為多孔結(jié)構(gòu)孔隙率；μ 為流體動力黏度，Pa·s；u 為流體折算速度，m·s-1；ρ 為流體密度，kg·m-3；dp為多孔結(jié)構(gòu)內(nèi)填充顆粒直徑，m；A、B為與多孔結(jié)構(gòu)形狀和尺寸相關(guān)的常數(shù)。如圖6 所示為不同兩相流工況下沖擊型和順流T 型微通道內(nèi)的臨界壓差，從圖中可知，沖擊T 型微通道實(shí)現(xiàn)液相分離的臨界壓差顯著高于順流T 型微通道，且隨著氣速的增大沖擊T 型微通道內(nèi)臨界壓差不斷增大，而順流T 型微通道內(nèi)臨界壓差持續(xù)減小。

當(dāng)主通道氣彈在T 型微通道入口衍生出子氣彈，子氣彈界面進(jìn)入通道時必然引起主通道附近處兩相流的壓力波動，監(jiān)測其壓力波動可確定分液過程對主通道兩相流流動的影響。如圖7 所示為臨界壓差下T 型分支管入口處的壓力波動，圖中t 為流動時間。從圖中可知，伴隨不同工況下子氣泡伸縮長度的增大，T 型微通道內(nèi)壓力波動幅值也相應(yīng)增大。順流型與沖擊型相比，順流型微通道由于分支通道與主通道流動方向垂直，使沿分液方向液相動能幾乎為零，只有當(dāng)氣液速之比qg/qL=3.75時，氣相壓力足夠大促使氣液界面沖破液膜實(shí)現(xiàn)子氣彈的衍生及分液，此時引起的主通道分液口處壓力波動為200 Pa。相對于順流型，沖擊T 型微通道分液方向與主流方向一致，主流流體流動方向發(fā)生改變。當(dāng)氣液流量較小時受到主流體慣性力作用，氣相聚集于主通道拐角內(nèi)側(cè)，無法進(jìn)入分液支管形成子氣彈；但由于分液支管全部被具有主通道慣性動能的液相充滿，依然可實(shí)現(xiàn)分液，液相的分離使得沖擊型T 型微通道在較低流速下即可出現(xiàn)壓力波動。沖擊T 型分支通道在qg/qL=1.6 時，即可達(dá)到340 Pa。隨氣、液流速度明顯增大，主通道慣性力增大使氣相進(jìn)入分液支管的長度急劇增大，其分液比與子氣彈的伸入長度成正比。需指出的是，此壓力波動為負(fù)值代表子氣彈的回縮過程，此時分支通道內(nèi)壓力大于主通道壓力。

圖6 兩相流流速和分支通道分液臨界壓差的關(guān)系 Fig.6 Relationship between two-phase flow rates and the critical pressure difference

圖7 伴隨界面運(yùn)動分支通道口處的壓力波動 Fig.7 Pressure fluctuation at the ports of T-type channels with interface motion

4 結(jié) 論

通過對順流T 型分支通道及沖擊T 型分支通道對兩相流中彈狀流界面運(yùn)動的對比研究，獲得T 型跨尺度微通道實(shí)現(xiàn)液相分離時由于不同結(jié)構(gòu)引起的分液能力、壓力波動以及控制臨界壓力的變化規(guī)律，具體結(jié)論如下：

(1) 沖擊T 型分支通道的分液能力強(qiáng)于順流T 型分支通道；在本實(shí)驗(yàn)工況下，沖擊T 型跨尺度微通道的分液能力可達(dá)10%，順流T 型跨尺度分支通道分液比最大為8%。

(2) 沖擊T 型分支通道，由于T 型分支通道方向與主通道流道方向一致，受主通道慣性力作用，低速、高速流動均有分液，實(shí)現(xiàn)分液的兩相流流速工況范圍更寬。而順流T 型分支通道內(nèi)沿分支通道內(nèi)流體動能幾乎為零，需氣液界面突破液膜在分支通道內(nèi)衍生出子氣彈引發(fā)液相的分離，因此順流T 型微通道實(shí)現(xiàn)液相分離的工況范圍窄。

(3) T 型微通道相分離功能失效的臨界壓差Δpc是設(shè)計壁面分液結(jié)構(gòu)各參數(shù)的基礎(chǔ)參數(shù)，對于T 型微通道實(shí)際相分離的應(yīng)用具有指導(dǎo)意義。在本實(shí)驗(yàn)工況下可知，沖擊T 型微通道的臨界壓差Δpc隨氣速的增大而增大，隨液相流速的增大先增大再減??；順流T 型微通道臨界壓差Δpc隨氣、液速的增大而減小；且沖擊型臨界壓差Δpc大于順流T 型微通道中分液能力失效的臨界壓差。

(4) 多管并行分液時，各分支通道內(nèi)“子氣彈”之間的拖拽作用及邊緣效應(yīng)造成最長“子氣彈”往往存在于兩側(cè)第2 個通道內(nèi)，此處為分液失效的薄弱位置。