非均匀电场诱导气泡迁移对肋结构表面池沸腾传热强化的调控

论文信息：

Xian-xing Shen, Jing Wang , Xiang-yu Liu, Bo Wang, Ze-hong Zhu, Regulation of non-uniform electric field-induced bubble migration for pool boiling heat transfer enhancement on rib-structured surfaces, International Journal of Thermal Sciences 233 (2027) 111403.

论文链接：

https://doi.org/10.1016/j.ijthermalsci.2026.111403

Part.1

研究背景

池沸腾是一种代表性的相变传热技术，其传热能力显著高于单相对流，因此被广泛应用于电子设备冷却、核能系统以及大功率、高热流密度设备中。现有的沸腾强化方法一般可分为主动和被动方法。电流体动力学（EHD）提供了一种非接触式的主动调控沸腾气泡行为的方法。与均匀电场不同，非均匀电场产生空间场梯度，从而产生更复杂的气泡调控效应。然而，现有研究仍存在几个关键空白：单个肋上不同位置处局部电场分布、电场力贡献、蒸汽相再分布和局部传热响应之间的空间相关性尚未系统量化。特别是当施加电压、肋间距和壁面过热度同时变化时，肋根、肋侧和肋顶区域的电场环境、气泡动态过程和局部传热响应差异显著。这些区域差异及其对整体换热性能的贡献尚未充分阐明。

Part.2

研究内容

本文在现有结构化表面EHD沸腾研究的基础上，进一步细化和系统扩展对局部耦合机制的研究。本研究结合COMSOL Multiphysics数值模型与流动可视化实验。研究了非均匀电场下HFE-7100在肋结构表面上的池沸腾。实验装置如图1所示，主要由六个模块组成：池沸腾腔、高速可视化系统、高压电源、可控加热系统、回流冷凝单元和数据采集模块。模型的基本设置如图2所示，灰色部分为肋，浅蓝色部分为流体域。如图3所示，结构化加热表面分为三个不同区域用于局部性能分析：肋根、肋侧壁和肋顶。通过网格无关性验证（图4、5），选定网格2（22,270个单元），气泡等效直径偏差小于9.5%，全局平均焓流偏差小于2%。模型通过单气泡长宽比实验（图6a，最大偏差5.2%）和沸腾曲线趋势对比（图6b，数量级一致）进行部分验证。

图 1 EHD池沸腾实验系统

图 2 耦合模型的计算域和边界条件

图 3 数值模型中的区域划分和几何参数

图 4 在网格无关性评估中使用了局部数值网格和气泡生长比较

图 5 全球平均焓通量的数值网格无关性比较

图 6 数值模型的部分评估

壁面过热度固定为ΔT=11 K，放电电压固定为U=30 kV，选取3、5、7、9 mm四种肋间距。图7显示：无论肋间距如何变化，最大电场强度始终集中在肋尖位置；肋间距越大，肋尖处最大电场强度越高（图8也呈现此规律）。肋底电场强度相对较弱，肋间距越小，电场强度越低，相应电驱动力越小。肋顶电场强度分布相对均匀，肋间距对其影响较小。图9展示了ΔT=11K、U=30kV、肋间距Rs=7mm时气泡上升过程中肋表面的电场强度和电场力分布。肋表面呈现明显的电场强度梯度特征：肋底电场强度最低，肋顶相对较高，肋尖是整个计算域电场强度的极值区域。图10使用特征体积力密度将这些电场力贡献与浮力、表面张力和粘性阻力进行了比较。结果表明，在气泡发展过程中，浮力、表面张力和温度-介电常数梯度电贡献均达到103N/m3量级；界面介电泳贡献在气泡接近肋尖时急剧上升；粘性阻力贡献在所有阶段相对较小。

图 7 不同肋间距下的电场强度分布

图 8 肋尖端电场强度随肋间距和外加电压的变化规律

图 9 气泡上升过程中肋片表面电场强度和电场力的分布

图 10 肋间区域特征体积力密度的变化范围在0.4 s

本文为量化施加电压和肋间距耦合效应，计算了在两种不同壁面过热度条件下：低过热度（ΔT=11K）和高过热度（ΔT=38K），施加和不施加电场时气泡体积分数的时间变化，如图11所示。在ΔT=11K时，离散气泡在大部分演化过程中保持可识别。无电场（U=0kV）时，气泡在t≈0.15s于肋根附近成核，生长并沿肋表面向上运动，然后脱离加热表面。施加30kV电压后，肋根附近早期气泡生长受到抑制，气泡轨迹也发生改变。图12展示了ΔT=8K、Rs=7mm时不同施加电压下气泡运动行为的高速摄像图像。实验观察与数值模拟定量结果一致，证实介电泳力是调控气泡运动和气质分布的核心驱动力。图13展示了ΔT=11K和ΔT=38K时不同施加电压下肋间区域空隙率的时间变化。ΔT=11K时，肋间空隙率随电压增加逐渐降低；ΔT=38K时，肋间空隙率随电压增加而增大。图14展示了ΔT=11K和ΔT=38K时不同肋间距（3mm和7mm）下气泡体积分数的时间演化，表明高过热度条件下增大肋间距促进蒸汽再分布并延迟肋顶蒸汽柱稳定。

图 11 不同过热度和外加电压下气泡体积分数的时间演化图

图 12 在ΔT=8K，Rs=7mm条件下，进行了不同电场下气泡迁移行为的实验研究

图 13 肋间区域含气率的时间变化

图 14 不同过热度和肋间距下的气泡体积分数时间演化图

鉴于电场对肋表面换热调控的区域非均匀性，将肋表面分为肋顶、肋尖和肋根三个特征区域。图15展示了ΔT=11K和ΔT=41K、t=0.15s、Rs=7mm时不同施加电压下局部焓通量和速度矢量分布。电压越高，电偶极力越强，气泡滞留效应越显著，肋根焓通量下降越大。结果表明电场效应在空间上非均匀，而非在整个肋表面均匀有利。图16表明受不同位置气泡行为和电对流耦合影响，焓通量变化呈现显著差异：肋根区域三个热流密度区间内，电压增加对换热的抑制作用增强，焓通量下降；肋尖区域三个热流密度区间内，焓通量随电压升高而增加；肋顶区域受电对流和气液相变过程耦合影响，变化呈现明显区间差异。图17（Rs=7mm）显示，低电压条件下换热增强相对有限，随施加电压增加增强逐渐显著。图18比较了不同电压下的临界焓通量。与无电场条件相比，施加15、30和45kV电压时数值预测平均焓通量分别增加12.4%、50.2%和84.3%。

图 15 不同外加电压下局部焓通量和速度矢量的分布

图 16 数值局部焓通量随电压和过热度的变化

图 17 数值全局焓通量和传热系数随电压和过热度的变化

图 18 在ΔT=35K时，不同外加电压下数值平均焓通量的增强率

肋间距改变肋表面电场强度分布，直接调控气泡受力和运动，最终导致肋根、肋尖和肋顶区域换热特性显著差异。如图19所示，低过热度（ΔT=14K）下肋根焓通量随肋间距增大总体呈下降趋势；高过热度（ΔT=41K）下，焓通量随着肋间距的增加而增加。如图20所示，肋根区域，焓通量随肋间距增大逐渐降低，肋根焓通量随过热度增加呈上升趋势；肋尖区域，肋尖焓通量随肋间距增大呈上升趋势；肋顶区域，焓通量随工况参数变化幅度相对剧烈。图21（a）展示了U=30kV时不同肋间距下数值计算全局平均焓流随壁面过热度的变化。图21（b）进一步显示在所研究范围内最佳肋间距具有明显过热度依赖性：Rs=3mm仅在极低过热度（ΔT≤11K）下有利；Rs=5mm在ΔT=11-30K范围内有利；Rs=7mm在ΔT=30-35K范围内有利；Rs=9mm在ΔT=35-41K范围内有利。图22总结了数值预测的CEF随肋间距增大而增强的情况。

图 19 不同肋间距下局部焓通量和速度矢量的分布

图 20 数值局部焓通量随肋间距和过热度的变化

图 21 数值全局焓通量和传热系数随过热度和肋间距的变化

图 22 不同肋间距条件下的CEF增强率

Part.3

研究总结

本研究系统研究了非均匀电场下介电液体HFE-7100在肋结构表面的池沸腾气泡动力学与传热特性。研究揭示，电场强度主要集中于肋尖端，界面介电泳力驱动气泡及气液界面从高场肋尖端区域向低场肋间区域迁移，而温度-介电常数梯度诱导的近壁液体二次运动则增强局部流动扰动；全局传热强化是肋尖端和肋顶区域电对流增强与肋根区域介电泳抑制气泡脱离之间竞争的综合结果。定量结果表明，肋间距为7mm时，施加电压从0升至45kV可使壁面过热度35K下的全局平均焓流提高84.3%；在30kV下，肋间距从3mm增至9mm可使临界含通量从160.1kW/m2提高到238.1kW/m2，增幅48.7%。参数影响具有明显分区特征：较小肋间距在低过热度下表现更优，较大肋间距则在高过热度下更有利于延迟蒸汽膜扩展。该研究为理解非均匀电场与肋结构协同调控气泡迁移、蒸汽再分布及局部传热提供了机理依据和参数参考。

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