沖擊射流冷卻高功率電子元件的試驗(yàn)研究

呂 靜，黃伶俐，劉洪芝，呂艈昶

（上海理工大學(xué) 環(huán)境與建筑學(xué)院，上海 200093）

0 引言

21世紀(jì)以來(lái)，電子設(shè)備的發(fā)展呈現(xiàn)出微型化、高性能、高集成、高頻率的發(fā)展趨勢(shì)，熱流密度越來(lái)越大，達(dá)到100～1 000 W/cm2的高熱流密度［1］。電子元件溫度過(guò)高會(huì)危及半導(dǎo)體的結(jié)點(diǎn)，損傷電路的連接界面，增加導(dǎo)體的阻值，形成機(jī)械應(yīng)力損傷［2］。研究表明高熱流密度電子元件溫度每上升 10 ℃，其壽命將減少 50%［3］。

對(duì)沖擊射流冷卻的研究主要集中在結(jié)構(gòu)參數(shù)、射流參數(shù)和物性參數(shù)對(duì)換熱性能的影響。結(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括噴嘴直徑、噴嘴與壁面間距離、噴嘴與換熱面的夾角、換熱面的形狀、單噴嘴或陣列噴嘴以及是否空間受限等；射流參數(shù)主要包括射流出口速度、射流溫度等；物性參數(shù)主要包括射流介質(zhì)的密度、黏度、比熱等。CHOO等［4］研究了風(fēng)機(jī)的功耗以及射流噴口和風(fēng)機(jī)發(fā)熱板間的距離對(duì)空氣沖擊射流換熱特性的影響。GARIMELLA等［5］對(duì)圓形沖擊射流進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究了噴嘴長(zhǎng)度與噴嘴直徑之比、雷諾數(shù)對(duì)換熱特性的影響。WEN等［6］對(duì)圓形噴射管沖擊射流進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究了雷諾數(shù)、噴射導(dǎo)管內(nèi)螺旋線形狀、噴口與換熱面間距離對(duì)換熱效果的影響。

國(guó)內(nèi)外的學(xué)者將沖擊射流冷卻與噴霧射流冷卻進(jìn)行了對(duì)比研究［7-9］，發(fā)現(xiàn)低熱流密度下，單相噴霧射流冷卻與沖擊射流冷卻具有相當(dāng)?shù)睦鋮s效果，而當(dāng)熱流密度較高時(shí)需采用多相噴霧射流冷卻才能達(dá)到與沖擊射流相當(dāng)?shù)睦鋮s效果。GARIMELLA等［10］對(duì)浸沒(méi)式受限沖擊射流冷卻的流動(dòng)特性和傳熱特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究。當(dāng)換熱面積較大時(shí)，采用大直徑單孔噴嘴進(jìn)行沖擊射流冷卻，在熱流密度較高時(shí)冷卻效果不佳且無(wú)法覆蓋換熱面。一些學(xué)者提出了陣列沖擊射流冷卻，可同時(shí)滿足高射流速度和大覆蓋面的要求。FABBRI等［11］采用陣列噴嘴沖擊射流冷卻電子芯片，芯片熱流密度為310 W/cm2，冷卻介質(zhì)溫度為23.1 ℃，最終可將芯片溫度控制在73.9 ℃。WEATHERS等［12］對(duì)多噴結(jié)構(gòu)的高熱流密度受限沖擊射流進(jìn)行了試驗(yàn)研究，熱流密度高達(dá)10 MW/m2，換熱系數(shù)最高可達(dá)到50 kW/（m2·K）。采用陣列噴嘴沖擊射流可大大提高整個(gè)換熱面的換熱效率，且壁面溫度分布也更加均勻。

冷卻技術(shù)主要存在兩方面的問(wèn)題：冷卻熱流密度不能達(dá)到要求及冷卻不均勻產(chǎn)生熱應(yīng)力。密集冷卻和相變冷卻是解決以上兩個(gè)問(wèn)題的有效手段，相關(guān)的冷卻技術(shù)主要有微通道冷卻技術(shù)和射流冷卻技術(shù)。微通道技術(shù)雖然有較高的冷卻熱流密度，但存在壓降大的問(wèn)題。以空氣為介質(zhì)的沖擊射流冷卻具有散熱效率高、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠度高、靈活性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，非常適用于高功率電子設(shè)備的散熱，在尖端科技中具有很大的應(yīng)用前景。本文設(shè)計(jì)搭建一套單束圓形空氣沖擊射流冷卻試驗(yàn)裝置，包括射流發(fā)生裝置、發(fā)熱元件、數(shù)據(jù)采集和處理系統(tǒng)，進(jìn)行空氣沖擊射流冷卻試驗(yàn)，通過(guò)改變加熱功率、射流溫度、噴嘴與壁面間距離和噴嘴直徑，得出換熱面的溫度分布及局部和平均換熱系數(shù)，并對(duì)各因素對(duì)電子元件冷卻性能的影響進(jìn)行分析。

1 空氣沖擊射流理論分析

1.1 空氣射流原理

沖擊射流是指氣體或液體在高壓下，通過(guò)圓形或狹縫噴嘴垂直或成一定角度噴射到被加熱表面，強(qiáng)化對(duì)流換熱［13］。單個(gè)圓形噴嘴沖擊射流如圖1所示，其主要幾何參數(shù)有：噴嘴直徑、噴嘴與壁面間距離、噴嘴與壁面的夾角（圖中所示為90°）、換熱面的形狀等。沖擊射流的流場(chǎng)按流動(dòng)特性可分為3個(gè)特征區(qū)域：自由射流區(qū)（主射流區(qū)），滯止區(qū)（駐點(diǎn)區(qū)），壁面射流區(qū)（貼壁射流區(qū)）。自由射流區(qū)的流動(dòng)特性與自由射流相同，下面對(duì)滯止區(qū)、壁面射流區(qū)的換熱特性進(jìn)行分析。

圖1 單個(gè)圓形噴嘴沖擊射流示意Fig.1 Schematic diagram of single round nozzle impinging jet

1.2 空氣射流的流動(dòng)特性

如圖1所示，從射流出口到距離壁面Z0的這段為自由射流區(qū)，有研究表明，對(duì)于圓形沖擊射流Z0≈d，d為出口斷面直徑。流體從半徑為R0的噴嘴以初速度u0噴出，出口斷面上的流速視為均勻分布。沿著射流方向，由于卷吸作用將周圍物質(zhì)不斷帶入到射流流場(chǎng)中，使得流量沿程增加，射流斷面不斷擴(kuò)大且射流主體的速度逐漸降低，湍流度增強(qiáng)。如圖1中所示錐形體部分，該區(qū)域速度等于出口速度u0，稱為射流核心區(qū)（或勢(shì)流核心區(qū)），其余部分速度小于u0，稱為邊界層。邊界層隨射程的增大同時(shí)向外和向內(nèi)擴(kuò)散，直到擴(kuò)散至射流軸心線處，此時(shí)核心區(qū)消失，只有軸心點(diǎn)上的速度為u0，這一斷面稱為過(guò)渡斷面（或轉(zhuǎn)折斷面）。從射流出口至過(guò)渡斷面為射流起始段，起始段射流軸心線上的速度一直為u0。過(guò)渡斷面后稱為射流主體段（或基本段），主體段軸心速度沿射流方向不斷降低，直至為0，主體段完全被邊界層占據(jù)。

1.2.1 射流運(yùn)動(dòng)特征

射流的運(yùn)動(dòng)特性是其各橫截面上的速度分布具有相似性，射流各橫截面上的無(wú)因次速度分布可用半經(jīng)驗(yàn)公式表示為：

式中 u——y點(diǎn)上的速度，m/s；

um——截面軸心速度，m/s；

y—— 橫截面上任意一點(diǎn)至軸心線的距離，m；

R——截面上的射流半徑，m。

由此可得出y/R從軸心或核心區(qū)邊界到射流外邊界的變化范圍為0→1；u/um從軸心或核心區(qū)邊界到射流外邊界的變化范圍為1→0。

1.2.2 射流運(yùn)動(dòng)分析

（1）軸心速度。

式中 u0——出口速度，m/s；

Qw—— 紊流系數(shù)，本文中采用圓形噴射，aw=0.08；

R0——出口圓斷面半徑，m。

（2）起始段核心長(zhǎng)度Sr。

當(dāng) um=u0，S=Sr時(shí)有：

式（2）說(shuō)明無(wú)因次軸心速度與無(wú)因次距離成反比，即主體段軸心速度隨射流距離的增大而減小。式（4）說(shuō)明核心長(zhǎng)度與出口斷面半徑R0成正比，出口斷面半徑越大，核心區(qū)就越長(zhǎng)。若噴嘴與壁面間距離H＜Sr，即換熱面處于核心區(qū)內(nèi)，此時(shí)雖然斷面平均流速隨射流距離的增大而減小，但相差不大，射流湍流度隨H的增大而增大，湍流度增大促進(jìn)換熱，理論上換熱效果應(yīng)增強(qiáng)，并在H=Sr時(shí)達(dá)到最大。噴嘴與壁面間距離H繼續(xù)增大，當(dāng)H＞Sr時(shí)，隨H的增大，射流速度明顯減小，湍流度增大，此時(shí)若湍流度促進(jìn)作用大于速度的削弱作用，則換熱效果增強(qiáng)，若速度的削弱作用大于湍流度的促進(jìn)作用時(shí)，換熱效果減弱。

1.3 空氣射流的傳熱特性

1.3.1 駐點(diǎn)區(qū)

滯止區(qū)又稱駐點(diǎn)區(qū)，在這一區(qū)域，流動(dòng)速度迅速滯止為0，射流方向由軸向轉(zhuǎn)為徑向，產(chǎn)生很高的壓力梯度，使得滯止區(qū)的參數(shù)變化最為劇烈，局部換熱強(qiáng)度非常高，這也是沖擊射流相較于平行剪切射流的優(yōu)勢(shì)所在。熱邊界層內(nèi)，溫度分布可用四次多項(xiàng)式近似表達(dá)［14］：

式中 Pr——普朗特?cái)?shù)；

Z——射流口到壁面距離，m；

Δ——溫度邊界層厚度，m；

h——對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；

d——噴嘴的直徑，m；

λ——導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。

1.3.2 壁面射流區(qū)

壁面射流區(qū)又稱貼壁射流區(qū)，在滯止區(qū)壓力梯度的作用下，流體貼壁面向外流出，在該區(qū)壓力逐漸恢復(fù)為靜壓，流動(dòng)逐漸接近于平行壁面［15］。壁面射流區(qū)的努塞爾表達(dá)式［14］為：

式中 r ——滯止點(diǎn)為圓心的圓的半徑，m。

由式（1）（2）可得：影響沖擊射流冷卻效果的因素主要包括噴嘴直徑、噴嘴的出口高度、換熱面的形狀、射流介質(zhì)、射流出口速度、射流溫度等。

2 試驗(yàn)系統(tǒng)

2.1 試驗(yàn)臺(tái)

以空氣、單束、圓形噴嘴、紊流射流為重點(diǎn)，設(shè)計(jì)搭建了一套沖擊射流冷卻試驗(yàn)系統(tǒng)。由于采用空氣為冷卻介質(zhì)，無(wú)需回收，故設(shè)計(jì)為更加安全穩(wěn)定的開(kāi)式系統(tǒng)，主要包括空氣處理系統(tǒng)、模擬加熱系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集和處理系統(tǒng)，其基本流程如圖2所示?？諝馓幚硐到y(tǒng)為上海理工大學(xué)焓差室，可將空氣處理至試驗(yàn)所需狀態(tài)；空氣由焓差室處理后進(jìn)入空氣壓縮機(jī)，通過(guò)調(diào)節(jié)空壓機(jī)轉(zhuǎn)速和閥門(mén)開(kāi)度可控制空氣出口流量；發(fā)熱元件采用加熱棒加熱紫銅塊，由變壓交流電供電，通過(guò)調(diào)節(jié)輸入電壓可控制熱源表面熱流密度；噴口與加熱表面的距離可通過(guò)升降支架調(diào)節(jié)。主要測(cè)量采集的參數(shù)有氣體流量、射流空氣溫度、加熱表面溫度等，試驗(yàn)數(shù)據(jù)由數(shù)據(jù)采集儀采集并由計(jì)算機(jī)輸出。射流送風(fēng)管道采用直徑為20 mm的不銹鋼圓形管道。

圖2 沖擊冷卻試驗(yàn)系統(tǒng)基本流程Fig.2 Flow chart of shock cooling experiment system

2.2 試驗(yàn)部件及儀器

2.2.1 試驗(yàn)儀器

試驗(yàn)采用空壓機(jī)為試驗(yàn)系統(tǒng)提供所需壓力，系統(tǒng)配備一臺(tái)小型空壓機(jī)。根據(jù)噴頭最大流量為138.5 L/min，并選擇合適的氣體質(zhì)量流量計(jì)。試驗(yàn)選用圓柱形噴嘴，其直徑分別為1.2，1.4，1.6，1.8，2.0，2.2 mm。選擇一臺(tái)可控硅電子調(diào)壓器，換熱表面溫度采用 Agilent34970A與計(jì)算機(jī)連接采集數(shù)據(jù)，軟件采用Agilent自帶的 Benchlink Data Logger II，所得數(shù)據(jù)用Excel 表格輸出。各儀器的相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 儀器參數(shù)Tab.1 Instrument parameter table

2.2.2 電子元件及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用熱棒加熱紫銅塊作為發(fā)熱元件，選用3根加熱功率為90 W的加熱棒，理論最大熱流密度為175.3 W/cm2；采用紫銅塊作為導(dǎo)熱體，導(dǎo)熱體由基座和頸部?jī)刹糠纸M成，導(dǎo)熱體頸部設(shè)計(jì)直徑為14 mm，長(zhǎng)20 mm，3根加熱棒間呈120°均勻布置在導(dǎo)熱體基座中。測(cè)點(diǎn)溫度由自制的直徑為0.5 mm的T型熱電偶測(cè)量。由于無(wú)法直接在換熱表面布置熱電偶測(cè)其溫度分布，故在導(dǎo)熱體頸部距換熱面2 mm處布置6個(gè)熱電偶，相鄰熱電偶間呈60°，由于溫度分布對(duì)稱，因此6個(gè)測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。

圖3 溫度測(cè)點(diǎn)布置Fig3 Layout of temperature measuring points

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過(guò)改變加熱功率p、射流溫度T、噴嘴與壁面間距離H和噴嘴直徑d（定流量），氣體流量都為75 L/min，得到24組工況見(jiàn)表2，試驗(yàn)測(cè)量見(jiàn)表中的24個(gè)工況，每種工況下測(cè)量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)為3次測(cè)量值的平均數(shù)，計(jì)算得到各工況下壁面溫度的分布、壁面局部換熱系數(shù)和平均換熱系數(shù)，分析以上4個(gè)因素對(duì)射流沖擊換熱效果的影響。

表2 試驗(yàn)工況Tab.2 Experimental conditions

3.1 加熱功率的影響

在不同加熱功率的工況下，對(duì)應(yīng)的換熱面實(shí)際熱流密度為 9.13，13.47，17.44，21.10，24.58，28.46 W/cm2，換熱面各測(cè)點(diǎn)的溫度見(jiàn)表3。在不同加熱功率下，壁面溫度最低點(diǎn)的位置均在r=2 mm處，最高點(diǎn)的位置均在r=5 mm處。隨著加熱功率的增大，壁面平均溫度近似線性增長(zhǎng)，相對(duì)增長(zhǎng)率約為2.89%，說(shuō)明當(dāng)電子元件的發(fā)熱功率很高時(shí)，若不采取更有效的冷卻措施，元件溫度將快速升高。不均勻度隨著加熱功率的增大而增大，即換熱面溫度分布越不均勻。

表3 不同加熱功率工況下各測(cè)點(diǎn)溫度Tab.3 Measuring point temperature under different heating power conditions

由圖4可以看出，不同加熱功率時(shí)局部換熱系數(shù)分布曲線幾乎是重合的，即局部換熱系數(shù)的大小和徑向分布基本不隨加熱功率發(fā)生變化。r=2 mm處的局部換熱系數(shù)最大，r=5 mm處的局部換熱系數(shù)最小。不同加熱功率時(shí)的平均換熱系數(shù)的變化不大，最大值與最小值相差26.27 W/m2·K，幾乎不變，因此加熱功率對(duì)沖擊射流換熱系數(shù)幾乎沒(méi)有影響。

圖4 不同加熱功率時(shí)的換熱系數(shù)Fig.4 Measuring point temperature of different heating power

3.2 射流溫度的影響

在不同射流溫度工況下，對(duì)應(yīng)換熱面實(shí)際熱流 密 度 分 別 為 18.38，18.26，18.14，18.02，17.91，17.78 W/cm2，換熱面各測(cè)點(diǎn)的溫度如表4所示。在不同射流溫度下，壁面溫度最低點(diǎn)的位置均在r =2 mm處，最高點(diǎn)的位置均在r=5 mm處。壁面平均溫度隨著射流溫度的增大而增長(zhǎng)，相對(duì)增長(zhǎng)率0.91%，升高幅度較小。不均勻度隨著射流溫度的升高而減小，即射流溫度越高，壁面溫度分布越均勻。

由圖5可以看出，不同射流溫度時(shí)局部換熱系數(shù)最大值均位于r=2 mm處，最小值均位于r=5 mm處?？梢园l(fā)現(xiàn)，改變加熱功率和射流溫度，局部換熱系數(shù)沿徑向的分布規(guī)律始終不變，因?yàn)榫植繐Q熱系數(shù)的徑向分布主要取決于壁面上速度和湍流度的分布，而加熱功率和射流溫度的改變均不會(huì)對(duì)速度和湍流度產(chǎn)生影響。平均換熱系數(shù)隨著射流溫度的升高而增大，但增大幅度較小，相對(duì)增長(zhǎng)率僅0.14%。射流溫度升高導(dǎo)致?lián)Q熱效果略有提高是由于空氣物性參數(shù)隨空氣溫度升高而有所變化，但影響作用不大。

圖5 不同射流溫度時(shí)的換熱系數(shù)Fig.5 Heat transfer coefficient of different jet temperature

3.3 噴嘴與壁面間距離的影響

在不同噴嘴與壁面距離工況下，對(duì)應(yīng)的換熱面實(shí)際熱流密度為 18.10，18.07，17.91，17.70，17.46，17.20 W/cm2，換熱面各測(cè)點(diǎn)的溫度如表5所示。壁面溫度呈現(xiàn)出兩種不同的分布情況。距離H為2,6 mm時(shí)，在r=2 mm處溫度達(dá)到最低，在r=5 mm處達(dá)到最高，兩者溫差隨距離增大而增大；在其他的距離，溫度在駐點(diǎn)（r=0）處達(dá)到最低，在r=5 mm處達(dá)到最高，兩者溫差隨距離的增大而減小。壁面平均溫度隨距離的增大而升高，距離由2 mm增大到6 mm時(shí)，平均溫度的相對(duì)增長(zhǎng)率為0.27%，溫升幅度很??；而距離由6 mm增大到22 mm時(shí)，平均溫度的相對(duì)增長(zhǎng)率為1.80%，溫度幅度較大。不均勻度隨著距離的增大，先增大后減小，H=10 mm時(shí)溫度分布最不均勻。

表5 不同噴嘴與壁面間距離時(shí)各測(cè)點(diǎn)溫度Tab.5 Measuring point temperature of different distance between nozzle and wall

由圖6可以看出，距離H為2，6 mm時(shí)，r=2 mm處的局部換熱系數(shù)最大，r=5 mm處最小，兩者的差值隨距離增大而增大；其他的局部換熱系數(shù)分布相同，駐點(diǎn)處的局部換熱系數(shù)最大，沿徑向減小，換熱系數(shù)最大值與最小值的差值隨距離增大而減小。可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)距離增大時(shí)，局部換熱系數(shù)最大值的位置發(fā)生移動(dòng)，這是因?yàn)榫嚯x的變化引起了壁面上速度和湍流度的變化。平均換熱系數(shù)隨著距離的增大而減小，間距離由2 mm增大到6 mm時(shí)，平均換熱系數(shù)下降不明顯，相對(duì)增長(zhǎng)率為-0.35%。而當(dāng)距離大于6 mm時(shí)，平均換熱系數(shù)明顯減小，相對(duì)增長(zhǎng)率為-2.34%。計(jì)算噴嘴直徑為1.6 mm時(shí)射流的核心長(zhǎng)度［16］為：Sr=6.71 mm。因此，距離分別為2和6 mm時(shí)，換熱面所處位置在核心區(qū)以內(nèi)，而在其他距離時(shí)，換熱面所處位置在核心區(qū)以外，這就導(dǎo)致距離H分別為2，6 mm時(shí)換熱面的換熱特性較為接近。

圖6 不同噴嘴與壁面間距離時(shí)的換熱系數(shù)Fig.6 Heat transfer coefficient of different distance between nozzle and wall

3.4 噴嘴直徑的影響（定流量）

在不同噴嘴直徑工況下，對(duì)應(yīng)的換熱面實(shí)際熱流密度為 18.70，18.46，18.13，17.78，17.44，17.05 W/cm2，換熱面各測(cè)點(diǎn)的溫度見(jiàn)表6。壁面溫度沿徑向均先降低后升高，均在r=5 mm處的壁面溫度最高，但溫度最低點(diǎn)位置有所不同。直徑d為1.2，1.4 mm時(shí)，r=1 mm處的壁面溫度最低；在其他直徑時(shí)，r=2 mm處的壁面溫度最低。壁面平均溫度隨直徑增大而增大，相對(duì)增長(zhǎng)率約為59.80%，說(shuō)明在不改變射流流量的情況下，略微增大噴嘴直徑就會(huì)導(dǎo)致壁面溫度急劇升高。不均勻度隨著直徑的增大而減小，即隨著噴嘴直徑的增大，換熱面溫度分布越均勻。

表6 不同噴嘴直徑時(shí)各測(cè)點(diǎn)溫度Tab.6 Measuring point temperature of different nozzle diameter

由圖7可以看出，當(dāng)直徑為1.2 mm和1.4 mm時(shí)，r=1 mm處的局部換熱系數(shù)最大，r=5 mm處最??；在其他直徑為時(shí)，r=2 mm處的局部換熱系數(shù)最大，r=5 mm處最小。射流流量不變時(shí)，隨著直徑的增大，局部換熱系數(shù)最大值的位置有外移的趨勢(shì)，差值減小，換熱越均勻。隨著直徑的增大，各測(cè)點(diǎn)的局部換熱系數(shù)均減小，減小程度降低。射流流量不變時(shí)，平均換熱系數(shù)隨著噴嘴直徑的增大而減小，當(dāng)噴嘴直徑增大到1.8 mm時(shí)，減小趨勢(shì)減緩。

圖7 不同噴嘴直徑時(shí)換熱面局部和平均換熱系數(shù)Fig.7 Local and average heat transfer coefficients of different nozzle diameters

4 結(jié)論

（1）加熱功率在15.7～49.0 W范圍內(nèi)，沿徑向壁面溫度均先降后升、換熱系數(shù)先增后減；隨著加熱功率增大，壁面徑向溫度分布越不均勻、平均溫度升高，加熱功率對(duì)換熱系數(shù)沒(méi)有影響，最大換熱系數(shù)的位置不變。

（2）射流溫度一定，沿徑向壁面溫度先降后升、換熱系數(shù)先增后減；隨著射流溫度從5℃升高到30℃，壁面平均溫度小幅升高、徑向溫度分布越均勻，空氣物性發(fā)生變化，換熱系數(shù)略有提高，但換熱系數(shù)的最大值位置不變。

（3）通過(guò)以上研究得出，徑向溫度和局部換熱系數(shù)的分布規(guī)律主要受壁面上速度和湍流度的影響，而這又取決于射流到達(dá)壁面時(shí)的速度和湍流度。改變加熱功率和射流溫度對(duì)速度和湍流度均沒(méi)有影響，因此溫度最小值和換熱系數(shù)最大值的位置始終不變。