樹(shù)狀微通道散熱器強(qiáng)化換熱的數(shù)值模擬

陳明健，張瑩

(南昌大學(xué)先進(jìn)制造學(xué)院，江西 南昌 330031)

隨著電子設(shè)備向小型化、高集成度方向發(fā)展，面臨著熱流密度高、溫度分布不均勻的缺點(diǎn)，從而降低了電子設(shè)備的壽命和可靠性；因此，如何有效地消除電子設(shè)備高集成度所產(chǎn)生的巨大熱量引起了眾多研究者的關(guān)注。樹(shù)狀仿生結(jié)構(gòu)是自然進(jìn)化演變出消耗能量較小的結(jié)構(gòu)，具有較高傳熱傳質(zhì)能力。Bejan等[1-3]提出仿生分形微通道，將構(gòu)造論和熵產(chǎn)生原理相結(jié)合，描述了仿生分形微通道的巨大潛力。Chen等[4]通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在相同的加熱功率、溫差和入口速度下，樹(shù)狀微通道散熱器(tree-like microchannel heat sink，TMCHS)的換熱效率比傳統(tǒng)的平行微通道散熱器要高。Xu等[5]設(shè)計(jì)了4種不同結(jié)構(gòu)的微通道散熱器，發(fā)現(xiàn)TMCHS在相同的進(jìn)口流量下可以帶走最多的熱量。Xia等[6]基于分形理論，設(shè)計(jì)了一種適用于主軸冷卻的TMCHS，結(jié)果表明TMCHS具有更低的壓降、更均勻的溫度場(chǎng)分布和更大的性能系數(shù)。Zhang等[7]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了平行、自相似、樹(shù)狀仿生微通道的散熱器，結(jié)果表明TMCHS的整體換熱性能最好。

為了提高TMCHS的換熱性能，很多學(xué)者做出了努力。Peng等[8-9]通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)TMCHS的換熱性能不受形狀的限制，既可以做成圓形，也可以做成矩形。微通道的分形角是影響散熱器性能的一個(gè)非常重要的因素，當(dāng)分形角度在40°～50°之間時(shí)，散熱器的熱阻較小、散熱性能最好。Chai等[10-11]、Xia等[12]研究發(fā)現(xiàn)，微通道散熱器中的變截面結(jié)構(gòu)可以強(qiáng)化換熱能力。Huang等[13]考慮到仿生分形與變截面的耦合效應(yīng)，設(shè)計(jì)一種變截面的樹(shù)狀微通道散熱器，同樣發(fā)現(xiàn)變截面結(jié)構(gòu)可進(jìn)一步提高TMCHS的換熱性能。Peng等[14]為了設(shè)計(jì)出具有良好傳熱性能和工質(zhì)流動(dòng)性能的理想樹(shù)狀分支網(wǎng)絡(luò)，對(duì)樹(shù)形分支網(wǎng)絡(luò)的導(dǎo)熱系數(shù)和滲透率進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果表明尺寸、分形角度、分形次數(shù)對(duì)樹(shù)狀分形微通道有重要影響。Yan等[15]設(shè)計(jì)了樹(shù)狀結(jié)構(gòu)的個(gè)數(shù)分別為8，18，20的散熱器，結(jié)果表明樹(shù)狀結(jié)構(gòu)個(gè)數(shù)為18的流動(dòng)換熱性能最佳。Xu等[16]研究了凹陷微通道內(nèi)的流動(dòng)和換熱特性，凹陷表面降低了微通道散熱器的局部流動(dòng)阻力，也改善了微通道散熱器的換熱性能。Pan等[17-18]通過(guò)數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)，分析和比較了在側(cè)壁加入不同空腔的微通道散熱器的流動(dòng)和換熱特性，相比普通的微通道散熱器具有更好的傳熱性能和更小的壓降。Xia等[19]研究了在側(cè)壁加入三角形空腔的微通道，結(jié)果表明加入三角形空腔有利于增強(qiáng)換熱?；谝陨涎芯靠芍?，加入空腔有利于增強(qiáng)微通道換熱能力。

綜上所述，本文設(shè)計(jì)了一種分形次數(shù)N=3、分形角度為45°、樹(shù)狀結(jié)構(gòu)個(gè)數(shù)為18的變截面微通道散熱器。采用有限體積法對(duì)微通道內(nèi)的流動(dòng)和傳熱進(jìn)行數(shù)值模擬。通過(guò)改變微通道的結(jié)構(gòu)以及引入流動(dòng)干擾技術(shù)，在側(cè)壁加入半圓和三角形的空腔來(lái)達(dá)到強(qiáng)化換熱的目的。再通過(guò)分析流動(dòng)特性和傳熱特性得出了最好的選擇。本文的工作為樹(shù)狀微通道散熱器的強(qiáng)化換熱研究提供了良好的參考。

1 三維樹(shù)狀仿生分形微通道傳熱模型

1.1 物理模型

如圖1所示，本文的物理模型由樹(shù)狀微通道和固體硅基2個(gè)部分組成。為了加速收斂速度并提高計(jì)算效率，取TMCHS的1/18用于數(shù)值模擬。

圖1 計(jì)算域示意圖Fig.1 Schematic diagram of the computational domain

如圖2(a)所示，TMCHS的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括：半徑R、入口半徑Rin、出口半徑Rout、分形角θ、分支數(shù)n、微通道的寬W、長(zhǎng)L、高H、微通道底部和頂部固體高度He。為了研究不同空腔對(duì)TMCHS換熱性能的影響，建立了圖2(b)所示的半圓空腔的樹(shù)狀微通道散熱器(tree-like microchannel heat sink-circle，TMCHS-C)和圖2(c)所示的三角形空腔的樹(shù)狀微通道散熱器(tree-like microchannel heat sink-triangle，TMCHS-T)所示的物理模型。每條流道有10個(gè)空腔，空腔的尺寸按式(2)遞減。半圓空腔的半徑Rc、三角形空腔的高Ht、三角形空腔的底邊Lt、空腔之間的距離Ld、空腔與通道入口的距離L0，具體尺寸見(jiàn)表1。分支數(shù)n=2，分形角θ=45°?；诜中谓Y(jié)構(gòu)的自相似性，微通道的長(zhǎng)度、寬度[14]計(jì)算如下：

(1)

(2)

分支級(jí)數(shù)i，n=2，可以計(jì)算出寬度之比α=0.793 7,長(zhǎng)度之比β= 0.707 1。

(a) TMCHS

表1 TMCHS的具體尺寸Tab.1 Dimensions of the TMCHS

1.2 控制方程及邊界條件

為了使計(jì)算模型更簡(jiǎn)單、更合理，提出了以下幾個(gè)假設(shè)：(1)流動(dòng)為定常層流；(2)流體是不可壓縮、黏性牛頓流體；(3)粗糙表面上無(wú)滑移速度和溫度；(4)所有固體邊界上的溫度和熱流連續(xù)。

質(zhì)量方程:

?·v=0

(3)

式中：v為流體的速度矢量；?為哈密頓算子。

動(dòng)量方程:

ρf(v·?)v=μ?2v-?p

(4)

式中：ρf為流體密度，kg·m-3μf為流體的動(dòng)力黏度，N·s·m-2；p為流體壓強(qiáng)，Pa；?2為拉普拉斯算子。

對(duì)流體，能量方程:

ρfCp,f(v·ΔT)=λfΔ2Tf

(5)

式中：Cp為流體的比定壓熱容，J·kg-1·K-1；Tf為流體的溫度，K；λf為流體熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1。

對(duì)固體，能量方程:

λsΔ2Ts=0

(6)

式中：λs為固體熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；Ts為流體的溫度，K。

本文采用有限體積法對(duì)TMCHS中的流體流動(dòng)和傳熱進(jìn)行了數(shù)值模擬。固體采用硅，具體物性參數(shù)如下：密度為2 328.3 kg·m-3，比定壓熱容為700 J·kg-1·K-1，導(dǎo)熱系數(shù)為148 W·m-1·K-1。工作流體為水，具體物性參數(shù)如下：密度為1 000 kg·m-3，動(dòng)力黏度為8.55×10-4N·s·m-2，比定壓熱容為4 179 J·kg-1·K-1，導(dǎo)熱系數(shù)為0.613 W·m-1·K-1[20]。入口設(shè)置為速度入口，入口溫度保持在298.15 K，出口均設(shè)置為壓力出口。在TMCHS的底部施加恒定熱流密度Q=100 kW·m-2的熱源，并假定頂部邊界和側(cè)壁邊界是絕熱的。沿半徑方向的兩側(cè)壁面采用周期性對(duì)稱(chēng)邊界。數(shù)值模擬采用SIMPLE算法求解，動(dòng)量方程和能量守恒方程采用二階迎風(fēng)差分格式。當(dāng)質(zhì)量方程的歸一化殘差小于10-6，能量方程的歸一化殘差小于10-8，底部溫度不再變化時(shí)，認(rèn)為計(jì)算精度達(dá)到收斂。

1.3 模型及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證結(jié)果的合理性，將出口上升溫度的數(shù)值模擬結(jié)果與理論結(jié)果進(jìn)行比較，還與文獻(xiàn)[10]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。出口上的升溫度隨不同平均雷諾數(shù)Reave的變化關(guān)系如圖3(a)所示，明顯可以看出模擬值隨著雷諾數(shù)的增大越接近理論值。與文獻(xiàn)[10]對(duì)比的結(jié)果如圖3(b)所示，也能看出模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常接近。因此，驗(yàn)證了數(shù)值結(jié)果的合理性和有效性。理論出口上升溫度的計(jì)算方法[21]如下：

Reave/103(a)

(7)

式中：Tout為出口溫度，K；Tin為進(jìn)口溫度，K；Cp為流體的比定壓熱容，J·kg-1·K-1；m為質(zhì)量流量，kg·s-1；Q為熱源提供的熱量，J。

為了減少計(jì)算誤差并提高計(jì)算精度，流體域的網(wǎng)格加密，流體域壁面處再次加密。本文設(shè)置了3種不同網(wǎng)格數(shù)量的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)分別為319萬(wàn)、494萬(wàn)、940萬(wàn)。網(wǎng)格數(shù)為494萬(wàn)的示意圖如圖4。在Reave為120的條件下進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，以網(wǎng)格數(shù)最多的壓降Δp和出口上升溫度ΔT作為衡量標(biāo)準(zhǔn)，得到如表2所示結(jié)果，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為319萬(wàn)時(shí)，Δp的誤差Ep為0.09%，ΔT的誤差ET為0.38%；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為494萬(wàn)時(shí)，Δp的Ep為0.05%，ΔT的ET為0.12%。由于網(wǎng)格數(shù)量為494萬(wàn)的誤差最小，所以本文的數(shù)值模擬網(wǎng)格采用網(wǎng)格數(shù)量為494萬(wàn)的設(shè)置方法。

表2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性表Tab.2 Grid Irrelevance Table

圖4 網(wǎng)格示意圖Fig.4 Schematic diagram of the grid

1.4 數(shù)據(jù)處理

(1)雷諾數(shù)。

雷諾數(shù)是一種可用來(lái)表征流體流動(dòng)情況的無(wú)量綱數(shù)，表示慣性力和黏性力的比值。一般采用進(jìn)口的雷諾數(shù)來(lái)評(píng)價(jià)尺寸一致的微通道的流動(dòng)特性，采用平均雷諾數(shù)評(píng)價(jià)尺寸不一致的微通道的流動(dòng)特性。樹(shù)狀微通道尺寸差異較大，因此采用平均雷諾數(shù)作為評(píng)價(jià)依據(jù)，定義如下：

(8)

式中：ρf為流體密度，kg·m-3；vave為微通道流體的平均速度，m·s-1；Dave為微通道的平均水力直徑；μf為流體的動(dòng)力黏度，N·s·m-2。

微通道流體平均速度計(jì)算公式如下：

(9)

平均水力直徑計(jì)算公式[13]如下：

(10)

(11)

式中：Wi為各級(jí)微通道寬度；i為微通道級(jí)數(shù)。

(2)對(duì)流換熱系數(shù)。

本文采用平均對(duì)流換熱系數(shù)have，計(jì)算公式如下：

(12)

(13)

A=2(W1+H)L1+4(W2+H)L2+4(W3+H)L3+
8(W4+H)L4+8(W5+H)L5+16(W6+H)L6

(14)

式中：Q為T(mén)MCSH熱源提供的熱量，J；R為T(mén)MCSH的半徑，m；q為熱源的熱流密度，W·m-2；A為流道和固體接觸的面積，m2；Ts,ave為固體域的平均溫度；Tf,ave為流體域的平均溫度，K。

(3)平均努塞爾數(shù)。

努塞爾數(shù)Nu是在流體邊界的熱傳遞中跨越邊界的對(duì)流熱量與傳導(dǎo)熱量的比率，表征換熱的強(qiáng)度，本文采用平均努塞爾數(shù)Nuave，其計(jì)算公式如下：

(15)

式中：have為平均對(duì)流換熱系數(shù)；Dave為微通道的平均水力直徑；λf為流體熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1。

固體平均溫度Ts,ave和流體平均溫度Tf,ave，計(jì)算方法如下：

(16)

(17)

(4)阻力損失。

在評(píng)價(jià)TMCHS的綜合性能時(shí)，不僅要考慮其傳熱特性，還要考慮微通道流道的阻力損失。在本研究中，阻力損失由總壓降代替，計(jì)算方法如下：

Δp=pin-pout

(18)

式中：pin為進(jìn)口的總壓，Pa；pout為出口的總壓，Pa。

(5)整體性能系數(shù)。

通常微通道流動(dòng)傳熱Nu和壓降的變化呈非線性相關(guān)，Nu隨壓降非線性增長(zhǎng)，壓降的數(shù)量級(jí)要高于Nu，為了更加準(zhǔn)確地評(píng)價(jià)換熱與壓力損失，采用整體性能系數(shù)η來(lái)評(píng)判熱交換系統(tǒng)的熱力性能及水力性能。在本文的分析中，η大于1說(shuō)明是正優(yōu)化，換熱能力更強(qiáng)；η越大，則換熱性能越強(qiáng)。η計(jì)算方法[13]如下：

(19)

式中：下標(biāo)0表示未進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化的TMCHS模型。

2 結(jié)果討論

為了強(qiáng)化換熱，本文研究了不同微通道的寬W和不同微通道的高H，具體尺寸見(jiàn)表3。再引入流動(dòng)干擾技術(shù)(在側(cè)壁加入半圓和三角形的空腔)來(lái)達(dá)到強(qiáng)化換熱的目的。通過(guò)對(duì)比分析TMCHS的流動(dòng)、傳熱，壓降特性，以及整體性能系數(shù)，得到換熱性能最佳的散熱器。

表3 本文研究的不同微通道的寬和高Tab.3 Different microchannel widths and heights studied in the present work

2.1 流動(dòng)特性分析

在以對(duì)流換熱為主要換熱機(jī)制的散熱器中，流體流動(dòng)特性對(duì)換熱和壓降影響很大。當(dāng)Reave=200，X從0.010 m到0.016 m時(shí)，微通道中間水平截面的速度和流線分布如圖5所示。對(duì)于TMCHS(圖5(a)、圖5(b))，可以觀察到流體的最大速度出現(xiàn)在通道中心，最小速度出現(xiàn)在通道外側(cè)壁附近。當(dāng)流體流入分支通道時(shí)，最大速度向通道內(nèi)壁移動(dòng)，在通道外壁附近出現(xiàn)停滯區(qū)，這將導(dǎo)致通道內(nèi)壁附近的換熱性能較高，通道外壁附近的換熱性能較低。對(duì)于TMCHS-C(圖5(c))，可以看到空腔產(chǎn)生二次流，導(dǎo)致流體邊界層的不斷破壞和再生，從而不斷地將邊界熱量帶入主流，從而強(qiáng)化對(duì)流換熱?？涨坏募尤霐U(kuò)大了外壁附近的滯流區(qū)，進(jìn)一步強(qiáng)化了內(nèi)壁附近的換熱，削弱了外壁附近的換熱。與TMCHS-C相比，TMCHS-T(圖5(d))的擾動(dòng)較小，因此傳熱相對(duì)較低。

(a) TMCHS(W1=0.8,H=0.5) (b) TMCHS(W1=0.8,H=0.9)

2.2 傳熱特性分析

TMCHS的最高溫度和溫度分布情況是評(píng)價(jià)TMCHS傳熱特性的重要指標(biāo)。當(dāng)Reave=200時(shí)，4種不同結(jié)構(gòu)的TMCH加熱面的溫度分布如圖6所示。從圖6(a)可以看出,TMCHS(W1=0.6，H=0.5)的最高溫度為328 K,圖6(b)中TMHS(W1=0.8，H=0.9)的最高溫度為320 K。并且通過(guò)改變不同TMCHS的寬W和高H，可以將加熱面的最高溫度降低8 K，從而極大地提高了傳熱性能。在側(cè)壁加入三角形(圖7(c))和半圓空腔((d))的TMCHS的溫度分布明顯比沒(méi)有空腔(圖6(a)、(b))時(shí)均勻得多。此外，半圓形空腔的高溫區(qū)域最小，三角形空腔次之，無(wú)空腔的最大。

(a) TMCHS(W1=0.6,H=0.5) (b) TMCHS(W1=0.8,H=0.9)

圖7展示了4種不同結(jié)構(gòu)的TMCHS中間水平截面上的溫度分布，可以直觀地看到4種TMCHS的溫度沿X方向分層分布。當(dāng)X=0.02時(shí)，從L3開(kāi)始出現(xiàn)高溫集中區(qū)域。隨著流動(dòng)的進(jìn)行，來(lái)自TMCHS的所有熱量都由流體沿著出口的方向傳遞。TMCHS(W1=0.6，H=0.5)的高溫區(qū)最大，集中在L3以后的區(qū)域。TMCHS-C(W1=0.8，H=0.9)具有最小的高溫區(qū)域，集中在L3、L4和L5的中心線附近。TMCHS-T(W1=0.8，H=0.9)的高溫區(qū)域小于TMCHS-C(W1=0.8，H=0.9)，后者集中在L3、L4、L5和L6的中心線附近。中部水平截面表現(xiàn)出和加熱面相同的溫度分布，進(jìn)一步說(shuō)明了強(qiáng)化換熱的效果顯著。

散熱性能最直接的體現(xiàn)就是最高溫度的變化，這一點(diǎn)可以通過(guò)計(jì)算相應(yīng)的參數(shù)，由具體數(shù)值體現(xiàn)。圖8給出了不同結(jié)構(gòu)的TMCHS的Nuave隨Reave

圖7 當(dāng)Reave=200時(shí)，TMCHS中間水平截面的溫度分布Fig.7 Temperature distributions in the middle cross horizontal section of TMCHS at Reave=200

的變化情況。如圖8(a)所示，當(dāng)Reave相同時(shí)，TMCHS的Nuave隨Reave的增大而增大；當(dāng)H為常數(shù)時(shí)，TMCHS的Nuave隨Reave的增大而增大；說(shuō)明TMCHS的換熱性能隨H的增大而提高。由于在H=0.9時(shí)TMCHS具有最高的整體性能系數(shù)η，因此選擇H=0.9作為基準(zhǔn)來(lái)研究具有不同W的TMCHS對(duì)整體性能的影響。如圖8(b)所示，在Reave不變時(shí)，TMCHS的換熱性能隨W的增大而增大，A變大，使得對(duì)流換熱加強(qiáng)。在W一定的情況下，TMCHS的Nuave隨Reave的增大而增大。TMCHS-C和TMCHS-T的Nuave明顯大于TMCHS。綜上所述，TMCHS-C(H=0.9，W1=0.8)的高溫區(qū)域最小，溫度分布最均勻，傳熱性能最好。換熱性能強(qiáng)弱排序?yàn)椋篢MCHS-C>TMCHS-T>TMCHS，再次說(shuō)明了本文強(qiáng)化換熱的可行性。

2.3 壓降性能分析

在Reave=200時(shí)，不同結(jié)構(gòu)的TMCHS在中間水平截面的壓力分布如圖9所示。由于通道中的阻力損失，壓力不斷降低。從圖9(a)、(b)可以看出，在分支節(jié)點(diǎn)的內(nèi)側(cè)壁處出現(xiàn)了很大的壓力，這是由于微通道的速度突然降低所造成的。在相同尺寸下，小尺寸微通道的流速較大，因此v是影響Δp的主要因素，A是次要因素。如圖9(c)、(d)所示，在側(cè)壁加入半圓和三角形空腔后，在主流道中存在收縮效應(yīng)，導(dǎo)致壓力梯度倒置。從壓力云圖的色帶前移可以看出，二次流的產(chǎn)生會(huì)將空腔內(nèi)的流固阻力變?yōu)榱饕鹤枇?，從而降低Δp。在TMCHS的側(cè)壁加入空腔導(dǎo)致微通道內(nèi)的壓力分布更加不均勻，內(nèi)側(cè)壁附近的壓力較大，外側(cè)壁附近的壓力較小，這種不均勻的壓力分布增大了Δp，TMCHS-C壓力分布最不均勻。

Reave/103(a)

(a) TMCHS(W1=0.6,H=0.5) (b) TMCHS(W1=0.8,H=0.9)

不同結(jié)構(gòu)TMCHS的Δp和Reave的關(guān)系如圖10所示。TMCHS所有的Δp都隨著Reave的增加而增加，Reave越大對(duì)應(yīng)的v越大，對(duì)應(yīng)的阻力損失越大。圖10(a)表明了在W不變，Reave>900時(shí)，隨著H的變化，Δp變化較大，且當(dāng)H=1.0時(shí)最大，H=0.8時(shí)最??；當(dāng)Reave<900時(shí)，隨著H變化，Δp變化很小，且當(dāng)H=0.5時(shí)最大，H=0.8時(shí)最小。在相同的小Reave下，速度是影響Δp的主要因素，A對(duì)Δp的影響是次要因素。隨著Reave的增加，A對(duì)Δp的影響是主要因素。Reave=900是一個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，TMCHS(W1=0.6，H=1)這一結(jié)構(gòu)最為明顯，當(dāng)Reave>900時(shí)表現(xiàn)為最大的Δp。圖10(b)表明了在H=0.9時(shí)，W越大Δp越小。此時(shí)，對(duì)Δp起主要作用的是速度，所以TMCHS尺寸越大Δp越小。圖10(c)表明了加入空腔必然會(huì)增加擾動(dòng)進(jìn)而增加Δp，其中半圓空腔的Δp最大，其次是三角形空腔，不加空腔的直流道的Δp最小。雖然加入空腔會(huì)增加Δp，但是空腔內(nèi)形成的二次流能降低部分Δp。綜合比較下來(lái)，直流道和加入空腔的流道Δp差異不大。

2.4 綜合性能分析

為了綜合分析換熱和壓降特性，采用綜合性能系數(shù)η來(lái)評(píng)判熱交換系統(tǒng)的熱力性能及水力性能。如圖11(a)所示，當(dāng)Reave<900時(shí)，隨著Reave的增加η減小，說(shuō)明隨著Reave的增加，增加的換熱性能對(duì)綜合性能的影響要小于Δp；當(dāng)Reave>900時(shí)，隨著Reave的增加η出現(xiàn)波動(dòng)，說(shuō)明此時(shí)TMCHS受到兩者的影響。TMCHS(W1=0.6，H=0.9)的平均η最大，并且η>1，說(shuō)明都是正優(yōu)化。如圖11(b)所示，TMCHS(W1=0.5，H=0.9)的η<1，是負(fù)優(yōu)化；TMCHS(W1=0.7，H=0.9)和TMCHS(W1=0.8，H=0.9)η>1，都是正優(yōu)化，其中TMCHS(W1=0.8，H=0.9)的η最大，皆在1.4左右徘徊。因此選取TMCHS(W1=0.8，H=0.9)作為研究空腔對(duì)微通道換熱性能影響的直流道。如圖11(c)所示，在側(cè)壁加入半圓、三角形空腔的TMCHS在Reave>300時(shí)，就能實(shí)現(xiàn)正優(yōu)化，最大值在1.1左右。Reave<1 000時(shí)，η隨著Reave的增加而增加。這是因?yàn)镽eave越大，v越大，二次流強(qiáng)度越強(qiáng)，從而增加了傳熱。此時(shí)對(duì)TMCHS綜合性能影響最大的是其換熱能力。當(dāng)Reave>1 000時(shí)，影響綜合性能的主要因素是Δp，進(jìn)而強(qiáng)化因子η開(kāi)始減小。其中TMCHS-C(W1=0.8，H=0.9)是綜合性能最好的散熱器(η最大)。

Reave/103(a)

Reave/103(a)

3 結(jié)論

(1)樹(shù)狀微通道分支結(jié)構(gòu)使流體的最大速度位置向內(nèi)壁移動(dòng)，在外壁附近留下滯流區(qū)，導(dǎo)致內(nèi)側(cè)壁面附近換熱性能較高，外側(cè)附壁面近換熱性能較低。

(2)TMCHS(W1=0.8，H=0.9)是改變結(jié)構(gòu)得到綜合性能最好的散熱器，使加熱面的最高溫度下降了8 K。

(3)在TMCHS(W1=0.8，H=0.9)的側(cè)壁加入空腔，促進(jìn)了微通道中二次流的產(chǎn)生，導(dǎo)致了流動(dòng)和熱邊界層的持續(xù)破壞和再生，有效地提高了換熱性能，讓加熱面的高溫區(qū)域面積明顯減小，溫度分布更均勻。

(4)TMCHS-C相比于TMCHS-T，具有更高的換熱性能，更均勻的溫度分布，但也表現(xiàn)出更高的壓降。