開口結構對微肋陣沸騰換熱及氣泡動態(tài)生長特性的影響

孫瑞瑞 張 經 華君葉,2 趙孝保,2 秦露雯

(1 南京師范大學能源與機械工程學院 南京 210046；2 江蘇省能源系統(tǒng)過程轉化與減排技術工程實驗室 南京 210046)

微肋陣矩形通道作為一種帶有高效微型散熱結構的通道傳熱器，與其他冷卻方式相比，具有面體比高、體積小、傳熱效率高等優(yōu)勢，能夠有效加強電子芯片的冷卻散熱，在冷卻電子設備領域引起廣泛關注[1-2]。郭保倉等[3-6]通過對不同形狀微肋陣沸騰換熱特性進行研究，發(fā)現在沸騰過程中橢圓形微肋陣能夠保持較好的穩(wěn)定性。Wan Wei等[7]實驗研究了方形、圓形、菱形和流線型微肋陣通道的沸騰特性，發(fā)現方形微肋陣的流動和換熱性能均最優(yōu)。通過新型微肋陣矩形通道的設計研究[8-11]，發(fā)現微肋陣矩形通道內核態(tài)沸騰時換熱性能更優(yōu)。在向飽和核態(tài)沸騰過渡的過程中，表面?zhèn)鳠嵯禂迪仍龃蠛鬁p小。杜保周[12]對3種不同形狀(橢圓形、菱形、圓形)微肋陣通道的臨界熱流密度進行實驗研究，發(fā)現實驗段中針肋的加入能夠有效抑制氣泡反向流動，降低沸騰過程中的不穩(wěn)定性，從而延遲通道內液膜被蒸干。Yin Liaofei等[13-14]通過流動可視化發(fā)現在工質流動沸騰過程中針肋會阻礙氣泡生長，有效減少流體回流，降低沸騰的不穩(wěn)定性。Y.K.Prajapati 等[15]通過對圓形和菱形微肋陣的數值模擬發(fā)現肋片會影響氣泡的生長，但利于降低沸騰過程中的不穩(wěn)定性，提高傳熱效率。申宇等[16]對帶微肋矩形通道內氣泡流動沸騰進行二維數值模擬，發(fā)現氣泡對尾渦區(qū)的流動結構存在擾動作用，氣泡的蒸發(fā)相變主要發(fā)生在方柱和尾渦區(qū)內，且Re越小，氣泡的體積增長越快。

基于上述研究，本文主要研究開口結構對于微肋矩形通道流動沸騰換熱特性和氣泡動力行為的影響。設計并加工了開口水滴形狀的微肋陣通道，搭建了微肋陣通道流動沸騰與傳熱可視化實驗臺，以去離子水為工質，進行沸騰實驗，與水滴形結構對比，研究工質流量對流動和換熱性能的影響，并借助高速攝像儀等可視化設備，對開口水滴形微肋陣通道內流動沸騰過程中氣泡的變化情況進行拍攝，并對微針肋附近的氣泡動力學行為進行分析。

1 實驗裝置及過程

1.1 實驗件

實驗段采用紫銅通過數控機床在矩形通道熱沉中設置規(guī)律叉排排布的微針肋陣列，每個實驗段針肋總數均為91，微肋陣實驗段一側布置了兩排共6個測溫點。圖1所示為開口水滴形和水滴形微針肋熱沉的實驗段正面照片。圖2所示為微針肋實驗段表面結構。微肋陣矩形通道針肋部分尺寸為L1×W=40 mm×5.2 mm，散熱器尺寸為L×W×H=58 mm×5.2 mm×0.5 mm。針肋橫截面積為開口水滴形，具體尺寸如圖2所示。

圖1 開口水滴形針肋熱沉實驗段正面照片

圖2 微針肋實驗段表面結構

1.2 實驗系統(tǒng)

搭建了微肋陣矩形通道可視化實驗臺，實驗原理如圖3所示，主要包括恒溫循環(huán)泵、往復泵、調壓器、加熱棒、數據采集儀、壓力傳感器、熱電偶、直流穩(wěn)壓電源、流量計、高速攝像機、冷光源和計算機等。

圖3 實驗系統(tǒng)原理

1.3 實驗過程

實驗前，完成實驗件的組裝和密封，將實驗所用去離子水進行預沸騰處理，以除去溶解氣體。實驗時，將調壓器調至60 V(126 W)，當底板溫度達到指定溫度后，開始向通道內通入去離子水，流量設置為0.2 kg/h，等待5～8 min，工況穩(wěn)定后，記錄流量、壓力和溫度等數據，并用高速攝像儀進行拍攝，完成后進行下一組實驗，調節(jié)流量至0.4 kg/h，依次類推，以0.2 kg/h的間隔，逐漸增大流量至8.6 kg/h，依次記錄數據和攝像。通過得出的數據和圖像來分析微肋陣通道流動沸騰換熱特性。

1.4 數據處理

主要數據計算式如表1所示。

表1 實驗中重要參數的計算式

本文利用誤差傳遞理論計算由儀表最大誤差得到的實驗結果的最大可能誤差。溫度、流量、雷諾數、壓降、摩擦阻力、平均表面?zhèn)鳠嵯禂档南鄬φ`差依次為4%、0.1%、0.82%、4%、4.5%、7.65%。

2 實驗結果及分析

2.1 開口水滴形微肋陣內流型變化

實驗入口水溫為30 ℃，加熱電壓為60 V，圖4所示為開口水滴形微肋陣通道內流型隨雷諾數的變化。隨著工質流量的增加，微肋陣通道中經歷了膜態(tài)沸騰、核態(tài)沸騰和單相對流換熱等3個階段，對應出現了霧狀流(圖(a))、環(huán)狀流(圖(b)～(e))、泡狀流(圖(e)～(j))和無氣泡狀態(tài)(圖(k)～(i))。當流量為0.43、1.06、5.19 kg/h依次為從霧狀流向環(huán)狀流過渡、環(huán)狀流向泡狀流過渡、泡狀流向無氣泡狀態(tài)過渡，分別對應圖(b)、(e)、(j)。而流型轉變和傳熱過程是相互對應的。

圖4 開口水滴形微肋陣通道內流型隨Re變化

2.2 兩種形狀微肋陣流動沸騰換熱特性對比

開口水滴形與水滴形微肋陣的壓降隨Re的變化如圖5所示。圖中，壓降隨Re增大呈迅速上升、迅速下降和再一次上升等3個階段，對應2.1節(jié)中傳熱過程由膜態(tài)沸騰到核態(tài)沸騰過渡的極大值、由核態(tài)沸騰向單相對流過渡的極小值，它們變化的節(jié)點是一一對應的。對比兩種形狀的壓降變化，可以發(fā)現在3個階段內，開口水滴形微肋陣的壓降大于水滴形微肋陣的壓降。兩者均具有良好的流線形結構，可以保證工質的穩(wěn)定流動。開口水滴形微肋陣的開口設計，對流體進入微肋陣起到了緩沖作用，一部分流體流入空腔內，一部分流體沿著針肋之間次級通道流入微肋陣；并且開口結構造成了更多的凹凸點，有益于汽化核心的形成與遷移。因此開口處內部最先形成氣泡，氣泡與針肋前部附近的氣泡合并，體積增大，更容易發(fā)生遷移。但由于開口水滴形比水滴形多了開口結構，增強了流體的擾動，因此壓降較高于水滴形微肋陣。

圖5 不同形狀微肋陣下壓降隨Re的變化

微肋陣通道平均表面?zhèn)鳠嵯禂蹬cRe的關系如圖6所示。隨著Re增大，表面?zhèn)鳠嵯禂党式档?、升高、降低、升高的變化，與2.1節(jié)中的流型從霧狀流到環(huán)狀流到泡狀流再到沒有氣泡是相互對應的。對比兩種形狀的表面?zhèn)鳠嵯禂担琑e較小(如Re≈132)時，兩種通道中均處于膜態(tài)沸騰，但開口水滴形微肋陣由于開口結構，增加了沿側壁的對流換熱面積，通道中也可以形成更多的氣膜，因此換熱優(yōu)于水滴形微肋陣。隨著Re增大，當Re≈265時，開口水滴形微肋陣和水滴形微肋陣通道中前段的氣泡對比如圖7所示。由圖7可知，此時水滴形微肋陣中的氣泡數量多于開口水滴形微肋陣，說明水滴形微肋陣的換熱更好，對應圖6中這一階段水滴形微肋陣的表面?zhèn)鳠嵯禂荡笥陂_口水滴形微肋陣。當Re繼續(xù)增大時(如Re≈623)，此時微肋陣通道內流量較大，換熱方式已轉變?yōu)閱蜗鄬α鲹Q熱，開口水滴形微肋陣的開口結構增大了傳熱面積，更有利于換熱，因此換熱更好，同樣對應圖6中當Re>500時，開口水滴形微肋陣的表面?zhèn)鳠嵯禂荡笥谒涡挝⒗哧嚨谋砻鎮(zhèn)鳠嵯禂?。因此，開口結構在Re較低和較高時均有利于換熱。

圖6 不同形狀下微肋陣通道表面?zhèn)鳠嵯禂惦SRe的變化

圖7 微肋陣通道中前段氣泡對比

2.3 不同加熱功率下兩種形狀微肋通道換熱特性及流型對比

不同加熱功率下開口水滴形與水滴形微肋陣的平均表面?zhèn)鳠嵯禂惦SRe的變化如圖8所示。在3種加熱功率下，兩種針肋的對流換熱能力均隨Re的增加逐漸上升。當加熱功率為126 W時，表面?zhèn)鳠嵯禂瞪仙^為穩(wěn)定，隨著Re的不斷增大，開口水滴形微肋陣通道明顯比水滴形的表面?zhèn)鳠嵯禂荡?；加熱功率增?72 W時，兩種形狀針肋的表面?zhèn)鳠嵯禂迪嗖钶^小，隨著Re增大有明顯波動；加熱功率增至224 W，Re較小時，水滴形傳熱效果較好，Re較大時，開口水滴形傳熱效果更好。

圖8 不同加熱功率下兩種形狀微肋陣通道對流換熱表面?zhèn)鳠嵯禂惦SRe的變化

當實驗入口水溫為40 ℃，流量為0.5 kg/h，開口水滴形前段微肋陣內工質流型隨加熱功率的變化如圖9所示。隨著加熱功率增大，通道內熱流密度不斷上升，壁面汽化核心增多，且氣泡生成頻率增高，氣泡數量顯著上升(圖9(a)～(d))；氣泡逐漸重疊合并形成大氣泡；隨著熱量的積累，形成的環(huán)狀流液膜逐漸減薄，工質開始由核態(tài)沸騰向膜態(tài)沸騰過渡(圖9(e)～(h))。

圖9 開口水滴形微肋陣通道內流型隨熱流密度的變化

2.4 開口水滴形微肋陣內氣泡生長特性

以微通道一段時間內的氣泡變化為例，當流量為1.4 kg/h時，開口水滴形微肋陣內氣泡隨時間的變化如圖10所示。在初始時刻，針肋后部沒有氣泡出現，當t=0.108 s時，針肋后部開始出現微小的汽化核心；隨時間推移，氣泡直徑不斷增大，氣泡體積逐漸增大，當t=0.388 s時，氣泡直徑增至0.078 0 mm，值得注意的是，氣泡體積受工質流動及周圍氣泡遷移的影響發(fā)生回縮，當t=0.400 s時氣泡直徑回縮至0.074 1 mm。隨時間的增加，氣泡體積逐漸增大，同時，受工質流動的影響逐漸減弱，直徑穩(wěn)定上升，直至t=0.486 s，氣泡完全發(fā)生遷移。

圖10 開口水滴形微肋陣內氣泡隨時間的變化

為了更細致的研究氣泡生長和運動特性對流動沸騰傳熱特性的影響，從不同區(qū)域針對氣泡生長時間和氣泡等待時間來分析微肋陣通道的換熱情況，氣泡分區(qū)如圖11所示。

Ⅰ區(qū)：緊貼針肋尾部；Ⅱ區(qū)：位于針肋后方的二號區(qū)域；Ⅲ區(qū)：同排相鄰兩針肋之間

圖12所示為加熱功率為126 W、進口溫度為30 ℃時，開口水滴形針肋末端擾流區(qū)和針肋間隙區(qū)氣泡的等待和生長時間隨Re的變化。氣泡的等待時間指汽化核心形成所需時間，生長時間則包含氣泡在壁面處生成后的長大、震蕩和遷移的全過程。由圖12可知，隨著Re增大，兩區(qū)域內氣泡的等待時間和生長時間均逐漸增大，氣泡的生長時間大于等待時間，此外，針肋末端Ⅱ區(qū)域的等待時間和生長時間均比Ⅲ區(qū)域的更短。這是由于微肋陣間隙的Ⅲ區(qū)域中工質流速較高，高速流體對通道底板進行沖刷能有效帶走熱量，Ⅲ區(qū)域底板處的熱量低于Ⅱ區(qū)域。Re增大的過程中，工質不斷帶走微肋陣表面熱量，底板處達到形成汽化核心的條件需要耗時更長，同時，氣泡在通道內的分布逐漸稀疏，氣泡生長過程中受流體擾動的干擾，生長過程延長，時間增加。

圖12 針肋通道不同區(qū)域氣泡等待時間及生長時間隨Re的變化

3 結論

本文通過微肋陣通道沸騰流動與傳熱實驗臺，對開口水滴形微肋陣通道的流動及換熱性能進行研究，得到如下結論：

1)采用開口水滴形針肋的開口結構，一方面增加了沿側壁的對流換熱面積，更加有利于摩擦阻力損失的降低；另一方面造成了更多的凹凸點，有益于汽化核心的形成與遷移。

2)通道內工質隨Re的增加，經歷膜態(tài)沸騰、核態(tài)沸騰和單相對流換熱。沸騰狀態(tài)下，Re較低時壓降較大，微肋陣通道內平均表面?zhèn)鳠嵯禂凳躌e影響較大。

3)加熱功率為126 W，開口水滴形微肋陣通道明顯比水滴形的表面?zhèn)鳠嵯禂荡螅辉鲋?72 W時，兩種形狀針肋的表面?zhèn)鳠嵯禂迪嗖钶^??；加熱功率增至224 W，Re較低時，水滴形傳熱效果較好，Re較高時，開口水滴形傳熱效果更好。

4)微肋陣通道II和III區(qū)域內氣泡的等待時間和生長時間均隨Re的增大逐漸增大，且氣泡的生長時間大于等待時間，此外，針肋末端II區(qū)域的等待時間和生長時間均比III區(qū)域的更短。

5)微肋陣的開口結構會對流動和沸騰特性產生較大影響。在小流量下，壓降受針肋特征尺寸影響較大。隨流量增大，開口結構對流動特性的影響逐漸減弱，但開口水滴形微肋陣的表面?zhèn)鳠嵯禂等匀缓芨?。在較低或較高Re下，開口水滴形微肋陣的對流換熱優(yōu)于水滴形微肋陣。因此，開口水滴形微肋陣通道具有良好的流動和換熱特性，能有效強化設備的冷卻散熱。

符號說明

A——全部傳熱面積，m2

Ab——無針肋的矩形通道傳熱面積，m2

Amin——微肋陣最小換熱截面積，m2

C——針肋橫截面周長，m

d——氣泡直徑，m

D——當量直徑，m

h——平均表面?zhèn)鳠嵯禂?，W/(m2·K)

H——微肋陣散熱器高度，m

I——調壓器加熱時的電流值，A

L——微肋陣散熱器長度，m

L1——散熱器中針肋所占據區(qū)域的長度，m

Nt——通道內針肋總數量，個

P——微通道加熱功率，W

Ps——微肋陣矩形通道橫截面的濕潤周長，m

Δp——微針肋陣列進出口之間的壓降，kPa

p1——微通道進口壓力，kPa

p2——微通道出口壓力，kPa

Q——體積流量，m3/s

qe——熱流密度，W/cm2

Re——雷諾數

S——微通道傳熱總面積，m2

S0——微針肋截面面積，m2

t——氣泡變化時間，s

tg——氣泡生長時間，s

tw——氣泡等待時間，s

Tsurf——表面溫度，℃

Tf——工質流體溫度，℃

Tin——微通道進口溫度，℃

Tout——微通道出口溫度，℃

T1——微通道在測點106/107的底板表面溫度，℃

T2——微通道在測點108/109的底板表面溫度，℃

T3——微通道在測點110/111的底板表面溫度，℃

u——流速，m/s

U——調壓器加熱時的電壓值，V

W——微肋陣散熱器寬度，m

Φ——熱通量，kW/m2

Φloss——換熱過程中損失的熱通量，kW/m2

υ——工作流體的黏度，m2·s