局部表面改性紫铜方柱阵列池沸腾传热特性和机理

以局部表面改性的紫铜直方柱和梯度方柱阵列为研究对象,实验研究了表面润湿性、表面形貌和表面活性剂对池沸腾换热性能和气泡生长特性的影响。实验工质为去离子水,浓度分别为100、200、400、800 mg·L-1的异丙醇溶液和正庚醇溶液。实验结果表明:方柱阵列表面镀银之后润湿性变差,表面产生的气泡数量减少。向去离子水中添加异丙醇或正庚醇后,在热通量为66.1～202 kW·m-2时,气泡脱离直径变小、数目减少,而当热通量增至413 kW·m-2时,活性剂能够有效阻碍气泡合并,故池沸腾传热系数随着浓度增加先减小后增大。上下层宽分别0.5 mm和1 mm、间距为2 mm的梯度方柱阵列结构有助于气泡的合并,但由于促进了固体表面气膜的形成,从而降低了沸腾换热性能。     

梯度金属泡沫池沸腾过程中气泡脱离特性

利用实验手段对梯度金属泡沫池沸腾过程中气泡脱离行为特性进行了探究。实验工质为去离子水、浓度分别为400 mg·L^-1和800 mg·L^-1的正庚醇溶液。梯度金属泡沫材质为铜和镍,铜泡沫层和镍泡沫层厚度均为4 mm,孔密度分别为40 PPI和10 PPI。实验结果表明：添加正庚醇会使池沸腾气泡脱离直径变小,数目减少,但其浓度变化影响不明显;在热通量6.6×10⁴ W·m^-2沸腾时,观察到气泡脱离金属泡沫骨架阻碍两种常见运动形式：气泡破裂和整体滑移;当热通量增加到1.0×10⁵ W·m^-2时,相邻的两个气泡在梯度金属泡沫内合并成一个大气泡脱离金属泡沫。     

梯度金属泡沫池沸腾过程中气泡脱离特性

利用实验手段对梯度金属泡沫池沸腾过程中气泡脱离行为特性进行了探究。实验工质为去离子水、浓度分别为400 mg·L~(-1)和800 mg·L~(-1)的正庚醇溶液。梯度金属泡沫材质为铜和镍,铜泡沫层和镍泡沫层厚度均为4 mm,孔密度分别为40 PPI和10 PPI。实验结果表明:添加正庚醇会使池沸腾气泡脱离直径变小,数目减少,但其浓度变化影响不明显;在热通量6.6×10~4 W·m~(-2)沸腾时,观察到气泡脱离金属泡沫骨架阻碍两种常见运动形式:气泡破裂和整体滑移;当热通量增加到1.0×10~5 W·m~(-2)时,相邻的两个气泡在梯度金属泡沫内合并成一个大气泡脱离金属泡沫。     

梯形微槽道表面池沸腾换热性能研究

池沸腾换热表面的结构对其沸腾换热性能具有重要影响。为了进一步强化在较低表面过热度时池沸腾换热的性能,提出了新型梯形微槽道池沸腾换热表面,采用可视化实验方法研究了饱和温度下去离子水在该表面的池沸腾换热性能。结果表明：与光滑平面相比,梯形微槽道表面可以降低起始沸腾表面过热度;在相同表面过热度时,随着下底长度的增大、下底角角度的减小,梯形微槽道表面的热通量增加,换热能力增强。下底长度为1.2 mm、下底角度为45°的梯形微槽道表面具有最低的起始沸腾表面过热度（1.4 K）;在表面过热度为8.3 K时,其热通量能达到1.2×10⁶ W·m^-2,为相同表面过热度时光滑表面的24.0倍。较大的下底长度和较小的下底角角度有利于增强梯形微槽道表面的池沸腾换热性能。     

烧结型多孔表面管外池沸腾传热特性

实验研究了热通量为0.1~160 kW·m^-2时,去离子水在光管及烧结型多孔表面管管外的池沸腾传热特性,分析了换热管布置方式(垂直与水平)、管径大小(20、25和32 mm)与多孔层颗粒尺寸(30~105 μm)对池沸腾传热特性的影响规律。结果表明:去离子水在多孔管表面的起始沸腾过热度小于光管,比光管低3 K左右;多孔表面管可明显强化核态沸腾传热,其沸腾传热系数可达光管的3~4.5倍;大热通量下,换热管水平布置时的传热效果较垂直布置佳,且布置方式对多孔管换热效果的影响比对光管的影响小;随管径增大,光管与多孔表面管的沸腾传热系数降低;大颗粒尺寸多孔层的强化效果优于小颗粒尺寸多孔层。     

全氟烷基表面活性剂强化池沸腾换热

针对不同浓度的全氟烷基碘化物（Le-134）水溶液进行了核态池沸腾换热实验研究。首先对Le-134的界面吸附特性及在紫铜表面的润湿性进行了研究。结果表明，其静态表面张力随浓度增大而减小，动态表面张力下降速度随浓度增加而加快，在超过临界胶束浓度（critical micelle concentration，CMC）的较高浓度下（≥40mg/L），10s以内溶液表面张力即降低到20mN/m以下。Le-134水溶液在紫铜表面接触角随浓度增加而减小，在300mg/L时接触角仅为21°，具有良好的润湿性。沸腾过程与去离子水相比，Le-134水溶液产生的汽泡数量明显增多，汽泡尺寸减小，汽泡合并现象减少。结果表明，Le-134的添加可以有效强化池沸腾换热，同热流密度下随浓度增大强化效果越显著；同浓度下，随热流密度增大强化效果有所减弱。在10W/cm²下，300mg/L的Le-134相对去离子水工况强化效果最明显，沸腾表面过热度减少49.3%，沸腾换热系数增加109.1%。     

不同宽度窄缝通道过冷沸腾

以去离子水为实验工质,在窄缝宽度δ=3、4 mm,质量流速G=143、300 kg·m^-2·s^-1,主流过冷度ΔT_sub=17、25℃,热通量q=1～20 W·cm^-2的参数范围内,对常压下竖直窄缝通道内向上流动过冷沸腾的换热规律进行了实验研究。对不同宽度窄缝通道内的同一区域过冷沸腾气泡演变过程进行了可视化实验分析,发现窄缝宽度因素对过冷流动沸腾的流动换热特性和壁面核化特性影响显著,其中包括沸腾起始点ONB,压降ΔP,传热系数h,汽化核心密度N_a,气泡脱离直径D_d,气泡脱离频率f等。     

基于自润湿溶液的纳米表面传热性能

采用阳极氧化法在钛板表面制备出TiO₂纳米管阵列,并以其为加热表面。以含不同浓度丁醇的自润湿溶液为实验工质,考察了自润湿溶液浓度变化对系统临界热流密度和传热系数的影响,并从气泡行为的不同分析了两者耦合强化传热的机理。结果表明：相比于光滑表面和蒸馏水的常规组合,TiO₂纳米管表面和自润湿溶液耦合传热使得系统的临界热流密度大幅度提高,随自润湿溶液浓度的升高,传热系数依次降低。具有超亲水性和较大粗糙度的纳米管表面与1%（质量分数,下同）自润湿性溶液相耦合时,其最大传热系数和临界热流密度分别为11.963 kW·m^-2·℃^-1与623.706 kW·m^-2,比常规组合传热分别提高了84.1%和143.8%。由气泡可视化可知,耦合传热在沸腾过程中产生的气泡细小,脱离速度快,不易团聚,合并后的气泡易破碎,易形成微气泡,从而使系统进入剧烈的微气泡沸腾状态。气泡的高脱离频率和特殊有效的液体补充路径,是提高系统传热系数和临界热流密度的主要原因。     

微肋阵通道流动沸腾换热与压降特性

为探究不同截面微肋阵通道内的流动沸腾换热机理,以去离子水为工质,在质量流速为96～224 kg·m^-2·s^-1,有效热通量为10～240 W·cm^-2的范围内,对圆形、菱形、椭圆形微肋阵通道内流动沸腾换热及压降特性进行了实验研究,同时对微通道内流动沸腾的不稳定性进行了分析。通过实验发现：在低热通量下,核态沸腾占主导地位,而在中高热通量下,薄膜蒸发对流换热为主要沸腾机制;沸腾传热系数随着热通量和出口干度的增加而减小,两相压降随着热通量和出口干度的增加而增大;微肋阵肋间形成的次级通道宽度对换热和两相压降有很大的影响,次级通道越宽,气泡越容易脱离,换热效果越好,压降越大;微肋的存在抑制了气泡的反向流动,减小了沸腾不稳定性,推迟了临界热通量的发生,椭圆形微肋阵通道的流动沸腾稳定性最好,而圆形微肋阵通道的流动沸腾稳定性最差。     

TiO2纳米管阵列表面的池沸腾实验

以多个不同管径的TiO₂纳米管阵列表面以及不同Ti表面作为换热壁面,以去离子超纯水作为工质,进行重复池沸腾实验。在实验前后进行了样品润湿性能测试实验,测量了超纯水在样品表面上的静态接触角;在实验中,使用高速摄像机观测气泡动力学过程。实验结果表明,管径不是对池沸腾换热性能产生重要影响的唯一主要因素,管径尺度的凹坑难以形成有效的汽化核心,不利于强化换热。实验中没有观察到大量微小气泡,证实没有大量有效的汽化核心。由于TiO₂纳米管阵列表面的润湿性能较好,其能明显提高池沸腾的临界热通量（CHF）,最大增幅度可达116%。但部分样品在经历CHF后会出现脱落现象,脱落后,CHF明显降低。     

R290在小管径水平微肋管内沸腾传热的实验研究

实验研究小管径水平微肋管内R290的两相流沸腾传热特性，分别在内径为4、6 mm，有效长度为900 mm的紫铜管内，得到R290在质量流量密度100～250 kg·m^-2·s^-1、饱和温度7～11℃、热通量13～24 kW·m^-2以及干度0.1～0.9范围内的沸腾传热系数；分析了质量流量密度、饱和温度、热通量、管型以及干度对R290沸腾传热系数及临界干度的影响。结果发现：沸腾传热系数随质量流量密度、饱和温度的增大而增加；随着热通量的增大，传热系数出现先增后减的现象；热通量越高，临界干度越小；微肋管相比于光滑管临界干度更大；且随着R290的沸腾汽化，干度逐渐增大并出现干涸现象，导致沸腾传热系数先增至一极值后降低。分别采用6种常用的沸腾传热关联式预测R290的沸腾传热系数，对比实验结果得出Fang等和Choi等的预测精度比较高。     

紧凑通道内CO2/润滑油混合物沸腾换热特性研究

为了测试润滑油对二氧化碳流动沸腾换热特性的影响,对外径6 mm、内径4 mm紧凑通道内的CO₂/润滑油混合物的换热进行实验研究。实验工况为质量流量2.74～5.61 kg·h^-1,饱和温度-4～8℃,热通量3.2～5 kW·m^-2,油浓度0～6%。结果表明：润滑油浓度越大,CO₂的局部传热系数越小;含1.5%油浓度相对于无油工况下平均传热系数下降了约42.4%; 传热系数随热通量、饱和温度的升高而增加,干涸后随着质量流量的增加传热系数增加;干涸随油浓度的增加、热通量的减小、饱和温度的升高、质量流量的增加而延迟;干涸特性对传热系数有显著影响,干涸阶段占整个换热过程的35.4%。     

R1234ze(E)在泡沫金属管内的流动沸腾换热和压降特性

泡沫金属具有超大比表面积和高热导率,将其填充于换热管内可用于制冷空调系统的强化传热。研究了R1234ze(E) 在泡沫金属管内的流动沸腾换热和压降特性。实验工况为：干度0.1~0.9,质流密度90~180 kg·m^-2?s^-1,热通量12.4~18.6 kW·m^-2。测试样件为泡沫铜填充管,孔密度为10~40 PPI、孔隙率为90%~95%。实验结果表明,R1234ze(E) 比R410A的传热系数低2%~10%,两相压降低30%~42%;当干度大于0.8时,低质流密度下泡沫金属管内传热系数随干度的增加增幅更大;泡沫金属在强化流动沸腾换热的同时,造成压降显著增加,换热影响因子的范围为1.23~2.90,压降影响因子的范围为6~45。开发了适用于R1234ze(E) 的泡沫金属管内流动沸腾换热和压降关联式,传热系数和两相压降的预测值与95%的实验值误差分别在±15%和±25%以内。     

高热通量水平管外池沸腾传热

在制冷空调的满液式蒸发器中,制冷剂在壳侧沸腾蒸发,管内为水的单相对流传热。实验研究了高热通量下R134a在一根光管和一根强化管（No.1）外的池沸腾传热,并将光管实验结果和Cooper公式进行了比较。在不同的饱和温度下,热通量10～250 kW·m^-2的范围内,研究了R134a在光管和强化管外的沸腾传热系数随热通量的变化关系。光管和强化管外径分别为15.93 mm 和 25.36 mm。通过研究发现,在热通量10～250 kW·m^-2的范围内,光管的池沸腾传热系数和Cooper公式符合较好,偏差小于±15%。在双对数坐标下传热系数和热通量实验结果拟合直线斜率为0.67。在较高热通量,即热通量大于250 kW·m^-2时,光管的传热系数相对Cooper公式偏差开始增大。对于高效管,在小于40 kW·m^-2热通量下的传热效果最好。强化管的强化倍率随热通量增加一直减小,在较高热通量250 kW·m^-2下,强化管的传热系数和光管相同,甚至比光管小。     

相变套管式储热系统放冷性能实验研究

搭建了套管式相变储热实验系统，分别填充不同质量分数膨胀石墨与正十五烷制备而成的复合相变材料，对系统进行重复充放冷循环实验。采用有效储热比E_st和储能效率ε来表征系统性能，研究了复合相变材料中换热增强对套管式潜热储能系统放冷性能的影响。结果表明：同Re数下，相变材料热导率为0.14 W·m^-1·K^-1（工况A）放冷结束时间为1770 s，相同Re条件下热导率提升至7.10 W·m^-1·K^-1（工况B）和11.60 W·m^-1·K^-1（工况C）的结束时间分别可缩短77.3%、78.9%；热导率的增加可显著提高系统有效储热比E_st和储能效率ε，热导率从0.14 W·m^-1·K^-1增加到11.60 W·m^-1·K^-1，E_st在层流区、过渡区和湍流区分别可提升33.3%、350.0%及129.6%，ε分别可提升26.8%、52.9%及14.6%；Re的增加使得工况A和工况B中E_st和ε呈现下降趋势，工况C中E_st在Re=4298出现峰值1.62。