崔付龍，詹可敬，洪芳軍

（上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240）

射流-針肋微通道混合型蒸發(fā)器換熱特性的實(shí)驗(yàn)研究

崔付龍，詹可敬，洪芳軍*

（上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240）

本文搭建了閉環(huán)冷卻實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，以HFE7000為工質(zhì)，對(duì)單側(cè)出口的陣列式射流沖擊針肋微通道沸騰換熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。在控制背壓條件下，分別研究了流量、入口溫度以及蒸發(fā)器放置方向?qū)Q熱性能的影響。結(jié)果表明：增大流量，可以增強(qiáng)換熱，同時(shí)延緩傳熱的惡化；提高入口溫度，核態(tài)沸騰提前，并可以提高換熱系數(shù)，但傳熱惡化也提早；蒸發(fā)器放置方向?qū)蜗鄵Q熱和核態(tài)沸騰發(fā)展段的平均換熱性能影響較小，但對(duì)換熱均勻性有較大的影響，射流向下和橫流向上的均溫性相對(duì)較好。

針肋微通道；陣列式射流；核態(tài)沸騰；放置方向

0 引言

隨著高集成度、小型化、大功率的發(fā)展趨勢(shì)，各種電力電子元器件需要散熱的功率和熱流密度日益增加，傳統(tǒng)的空氣冷卻技術(shù)（包括采用各種熱管進(jìn)行熱擴(kuò)散）已愈來(lái)愈難以滿足要求。射流冷卻技術(shù)是高熱流密度散熱的最重要技術(shù)之一，具有廣闊的應(yīng)用前景。另外，換熱器是空調(diào)系統(tǒng)的核心部件，采用微通道換熱器是提高空調(diào)性能的一項(xiàng)重要舉措[1]。張蕾[2]通過(guò)實(shí)驗(yàn)指出空調(diào)室外機(jī)采用微通道換熱器時(shí)，具有高效、減排和低成本等優(yōu)點(diǎn)，有著廣闊的應(yīng)用前景。李峰等[3]歸納指出，當(dāng)微通道換熱器作為蒸發(fā)器使用時(shí)，由于入口為兩相狀態(tài)，流量分配不均勻,將造成換熱性能的明顯變化。射流微通道混合型蒸發(fā)器，由于改變了微通道進(jìn)液方式，不但能克服流量分配的問(wèn)題，而且換熱性能得到進(jìn)一步提高。

單孔射流的覆蓋面積較小，對(duì)于大面積熱源散熱，一般需要通過(guò)陣列式射流實(shí)現(xiàn)較好的換熱效果。然而，在陣列式射流冷卻中，上游流體射流后的橫向流動(dòng)，會(huì)對(duì)換熱造成不利影響：射流腔內(nèi)上游壓力大，下游壓力小，分配給下游射流孔的流量較多，可能導(dǎo)致?lián)Q熱性能上游弱、下游強(qiáng)[4]；下游射流孔的射流在發(fā)展過(guò)程中，受到橫流影響，可能無(wú)法有效沖擊換熱面，從而造成射流滯止區(qū)的換熱弱化[5-6]。

為消除橫向流動(dòng)對(duì)下游射流的影響，SUNG等[7]設(shè)計(jì)了微通道內(nèi)射流孔孔徑沿橫流方向依次降低的陣列射流，對(duì) HFE7100工質(zhì)的數(shù)值仿真表明，在低Re下，換熱效果有很大提升，表面溫度也更加均勻。HUSAIN等[8]以水為工質(zhì)進(jìn)行陣列射流的單相換熱模擬，他們發(fā)現(xiàn)橫流的影響沿流動(dòng)方向不斷增強(qiáng)，但是在相鄰射流孔中間位置增加柱肋后，可緩解此現(xiàn)象，保證下游射流的完整性，強(qiáng)化對(duì)應(yīng)區(qū)域的換熱。

微肋表面強(qiáng)化結(jié)構(gòu)不僅可以克服橫流作用對(duì)下游射流孔射流發(fā)展的不利影響，同時(shí)也增加了總換熱面積以及流體的擾動(dòng)，可以有效強(qiáng)化陣列式射流和微通道散熱冷卻性能。NDAO等[9]在以R134a為工質(zhì)射流沖擊針肋表面的實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，在單相換熱段，肋片顯著強(qiáng)化了換熱性能，在換熱面積增大2.44倍的情況下，換熱系數(shù)（Heat Transfer Coefficient，HTC）增長(zhǎng)高達(dá)3.03倍。作者之后對(duì)各種橫截面形狀的針肋結(jié)構(gòu)進(jìn)行了強(qiáng)化換熱性能的比較，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，肋片換熱性能最好的是圓形截面肋片，其次是方形截面肋片[10]。馬愛(ài)香等[11]研究了FC-72射流沖擊方柱結(jié)構(gòu)表面的流動(dòng)沸騰，指出方柱微結(jié)構(gòu)表面具有明顯強(qiáng)化換熱能力，但肋效率會(huì)隨熱流密度升高而降低。RAU等[12]以HFE7100為工質(zhì)研究陣列式射流沸騰換熱系數(shù)時(shí)，比較了射流沖擊光滑銅面和微肋銅表面的相變換熱性能，發(fā)現(xiàn)肋片不僅擴(kuò)展了換熱面積，同時(shí)也增加了汽化核心，從而大幅提高了HTC和臨界熱流密度（Critical Heat Flux，CHF）。楊瑞波等[13]以去離子水為工質(zhì)研究了陣列式射流沖擊方肋結(jié)構(gòu)表面的換熱性能，指出肋片直接影響換熱能力，但并非越高越好，而是存在最佳高度。張永海等[14]以FC-72為工質(zhì)進(jìn)行了射流沖擊方柱微肋結(jié)構(gòu)表面繼而在針肋微通道內(nèi)流動(dòng)沸騰換熱的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明肋效率隨熱流密度和流動(dòng)速度的增大而逐漸降低。

目前陣列式射流微肋表面或微通道兩相換熱過(guò)程中橫流影響的研究尚有欠缺，同時(shí)還未有人針對(duì)實(shí)際應(yīng)用中換熱面朝向不定的特點(diǎn)，對(duì)射流沸騰和橫流的作用進(jìn)行深入研究。本文建立閉環(huán)冷卻實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，以HFE7000為冷卻工質(zhì)研究針肋微通道表面的陣列射流沸騰，研究射流速度和過(guò)冷度的影響，并重點(diǎn)考察測(cè)試段在 4種不同放置方向時(shí)橫流對(duì)沸騰換熱的影響。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和方法

1.1 冷卻環(huán)路

圖1所示為本文建立的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)環(huán)路示意圖。如圖所示，流體經(jīng)過(guò)齒輪泵提高壓力后，依次經(jīng)過(guò)渦輪流量計(jì)和顆粒過(guò)濾器，進(jìn)入測(cè)試段進(jìn)行射流沸騰換熱，相變后的流體進(jìn)入板式換熱器，被凝結(jié)、過(guò)冷到設(shè)定的溫度，回到齒輪泵的入口，完成1次循環(huán)。

圖1 冷卻環(huán)路示意圖

支路上的隔膜式蓄能器可以緩沖環(huán)路內(nèi)由單相流動(dòng)到兩相流動(dòng)變化時(shí)的體積變化。同時(shí)，通過(guò)調(diào)節(jié)氣側(cè)充入的N壓力，可以控制系統(tǒng)的整體壓力水平。測(cè)試段出口壓力可以通過(guò)調(diào)整其后的針閥開(kāi)度進(jìn)行細(xì)微調(diào)節(jié)。測(cè)試段出口壓力為225.4kPa±7.2 kPa，對(duì)應(yīng)飽和溫度為60 ℃±1 ℃。通過(guò)調(diào)節(jié)恒溫冷卻水溫度和流量可以對(duì)板式換熱器的工質(zhì)出口溫度進(jìn)行控制，由于在主環(huán)路的管壁外采用聚氨酯套筒進(jìn)行保溫，測(cè)試段入口溫度和過(guò)冷器出口溫度非常接近。本文實(shí)驗(yàn)分別保證測(cè)試段入口溫度Tin為45 ℃和40 ℃，即入口過(guò)冷度ΔTsub為15 ℃和20 ℃。

1.2 蒸發(fā)器測(cè)試段

圖2為測(cè)試段示意圖，主要包括上蓋板、分配腔、肋片換熱面和加熱片。上蓋板、分配腔、換熱面均為黃銅材料（導(dǎo)熱系數(shù)約為100 W/(m·K)），各部分通過(guò)銀焊連接。測(cè)試段外形尺寸為 50 mm（長(zhǎng)）× 50 mm（寬）× 70 mm（高），加熱面積 Aheater為 40 mm ×40 mm。加熱片為不銹鋼材質(zhì)，電阻約為 11 Ω，安裝時(shí)，在測(cè)試段加熱面涂抹導(dǎo)熱硅脂，以減少接觸熱阻。加熱片與測(cè)試段外部以酚醛樹(shù)脂電木（導(dǎo)熱系數(shù)約為0.023 W/(m·K)，耐溫140 ℃）作為第一層保溫外殼，以螺栓緊固，確保測(cè)試段與加熱片的緊密貼合。在酚醛樹(shù)脂電木外圍以聚氨酯保溫棉包裹，進(jìn)一步保溫絕熱，減小測(cè)試段向環(huán)境的漏熱。

分配腔的具體結(jié)構(gòu)如圖2(b)所示，出入口均設(shè)計(jì)在側(cè)邊，在入口段設(shè)計(jì)擾流板，以實(shí)現(xiàn)橫向方向的流量均勻分配，出口段設(shè)計(jì)為漸擴(kuò)形，保證兩相流體的順暢排出。射流孔板厚度L=1.5 mm，在X和Y方向各有 18排射流孔，射流孔徑 Djet= 0.4 mm，間距S = 2.4 mm。Y方向孔徑不變，為實(shí)現(xiàn)流量均勻分配，每3排為一組，以隔板隔開(kāi)；X方向，每6列射流孔為一組，分為上游射流孔、中游射流孔和下游射流孔。

換熱面基底厚度Lbase=2 mm，肋片覆蓋面積Abase為42 mm × 42 mm，略大于40.8 mm×40.8 mm的射流孔中心覆蓋面積。肋寬和肋間距為0.3 mm，肋片頂住上蓋板，高度為2.3 mm，形成針肋微通道。采用3根線徑0.127 mm的T型熱電偶分別測(cè)量上中下游區(qū)域的壁面溫度，熱電偶的測(cè)溫精度為±0.5 ℃，測(cè)溫點(diǎn)位于 Y方向中心線上，距離底部加熱片0.5 mm，在X方向上的分布如圖2(a)所示。

圖2 陣列射流測(cè)試段示意圖

1.3 數(shù)據(jù)處理方法

本文測(cè)試段采用薄電加熱片加熱，由于加熱片與測(cè)試段緊密貼合，且整個(gè)測(cè)試段保溫較好，向周圍環(huán)境散熱的損失可以忽略，因此，本文加熱熱流密度可計(jì)算為：

式中：

U——電加熱片加熱電壓，V；

I——電加熱片加熱電流，A；

Aheater——電加熱片有效加熱面積，m2。

對(duì)上、中、下游3個(gè)點(diǎn)測(cè)得的溫度取平均，得到蒸發(fā)器底面平均溫度Tb，定義壁面過(guò)熱度為底面平均溫度與飽和溫度之差，即：

式中：

Tb——底面平均溫度，℃；

Ts——相變飽和溫度，℃；

測(cè)試段上、中、下游的換熱系數(shù)以式(3)計(jì)算：

式中：

q——熱流密度，W/m2；

Ti——各測(cè)點(diǎn)測(cè)得的溫度，℃；

Tin——工質(zhì)入口溫度，℃；

對(duì)局部換熱系數(shù)取平均，即可得到測(cè)試段的平均換熱系數(shù)have。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 基本傳熱特性

圖3為射流向下、流量為0.5 L/min、入口溫度為45 ℃時(shí)的局部換熱系數(shù)曲線圖。由圖可見(jiàn)，熱流密度較低時(shí)，換熱系數(shù)隨熱流密度的變化不大，為單相換熱階段。局部換熱系數(shù)沿橫流方向逐漸降低表明，中、下游射流受橫流影響，射流沖擊能力變?nèi)?，主要依靠橫向流動(dòng)進(jìn)行換熱。隨著熱流密度的增加，由于下游的換熱較弱，而且橫流流體經(jīng)上游加熱后，溫度較高，因此下游區(qū)域壁面溫度較高，率先發(fā)生相變，引起換熱系數(shù)的增加。之后，中游和上游區(qū)域的壁面溫度相繼達(dá)到了相變點(diǎn)，發(fā)生相變換熱，換熱系數(shù)快速升高。當(dāng) 3個(gè)區(qū)域都開(kāi)始相變時(shí)，換熱性能差距相對(duì)較小。由于中、上游區(qū)域橫流沖刷較小，氣泡不易脫離壁面，積聚在一起，換熱系數(shù)較早發(fā)生惡化。而下游區(qū)域，橫流速度較大，且上游區(qū)域惡化后，氣體壓力升高，導(dǎo)致下游射流孔流量分配更多，沖擊作用更大，氣泡容易被沖擊凝結(jié)破裂，難以聚集，因此換熱系數(shù)更高，且難以發(fā)生惡化。

圖3 局部換熱系數(shù)隨熱流密度變化

2.2 流量及入口溫度的影響

如圖 4所示，在相同的入口溫度 45 ℃下，在單相換熱階段，流量為 0.3 L/min時(shí)的平均換熱系數(shù)明顯低于 0.5 L/min時(shí)的換熱系數(shù)；原因在于流量越低，射流速度和橫流速度都越小，射流速度降低，對(duì)肋片根部區(qū)域的換熱不利，而橫流速度的降低，則更多地影響了肋片周邊區(qū)域的換熱，兩者共同導(dǎo)致了平均換熱系數(shù)的降低。隨著相變的發(fā)生，兩者之間的差距縮小，表明核態(tài)沸騰時(shí)，相變換熱的比重大于單相換熱，但是 0.5 L/min時(shí)出現(xiàn)傳熱惡化的熱流密度更高。

圖4 流量及入口溫度對(duì)傳熱的影響

由圖4(a)可以發(fā)現(xiàn)，在相同流量0.5 L/min下，當(dāng)入口溫度由 45 ℃降低到 40 ℃時(shí)，沸騰曲線有右移趨勢(shì)，平均換熱系數(shù)有較大幅度的降低。但是，當(dāng)入口溫度45 ℃時(shí)的換熱系數(shù)開(kāi)始急劇降低，入口溫度40 ℃的換熱系數(shù)仍然處于持續(xù)增長(zhǎng)階段，因此可以推測(cè)其將獲得更高的臨界熱流密度。這些和現(xiàn)有文獻(xiàn)的結(jié)論是一致的；例如：MUDAWAR等[15]在微通道射流研究中發(fā)現(xiàn)，過(guò)冷度的提高推遲了核態(tài)沸騰的發(fā)生，同時(shí)也提高了CHF；JOSHI等[16]在陣列式射流沖擊具有燒結(jié)多孔層的肋片表面的研究中發(fā)現(xiàn)，入口過(guò)冷度為5.5 K時(shí)的換熱性能要比入口過(guò)冷度10 K時(shí)的換熱系數(shù)有大幅度的提高。

2.3 蒸發(fā)器放置方向的影響

本文研究了射流向下、射流向上、橫流向下以及橫流向上4種測(cè)試段放置方向時(shí)的換熱性能。如圖5所示為射流向下時(shí)的測(cè)試段布置方向的示意圖（圖中并未畫出肋片及其他復(fù)雜結(jié)構(gòu)，且僅代表射流向下放置），此時(shí)射流順重力方向。同理，射流向上放置時(shí)射流為逆重力方向，橫流向上為橫流逆重力方向，橫流向下為橫流順重力方向。

圖5 蒸發(fā)器放置方向（射流向下）示意圖

圖6為測(cè)試段不同放置方向時(shí)的換熱情況的比較。由圖6(a)和圖6(b)可見(jiàn)：1）4種放置方向下的平均換熱性能在單相換熱和核態(tài)沸騰發(fā)展階段差別很小；2）射流向上時(shí)的換熱惡化（換熱系數(shù)下降）出現(xiàn)得最晚，橫流向上和橫流向下?lián)Q熱惡化時(shí)的熱流密度差別較小，而射流向下時(shí)的換熱系數(shù)最早出現(xiàn)降低的趨勢(shì)。

進(jìn)一步分析如圖6(c)所示的局部換熱系數(shù)可以發(fā)現(xiàn)：在相變初期，相比于射流向下放置，射流向上時(shí)上游會(huì)積聚氣體，導(dǎo)致上游壓力增大，上游射流孔分配到的流量變少，對(duì)應(yīng)換熱區(qū)域相變程度增強(qiáng)，換熱系數(shù)反而變大；熱流密度繼續(xù)增大，上游的汽泡持續(xù)增多，對(duì)換熱不再有利；而下游射流孔，隨熱流密度提高，分配流量也不斷增大，下游射流孔過(guò)冷液體的沖擊，造成下游汽泡的破碎，對(duì)于下游地區(qū)的沸騰強(qiáng)化作用較大。

對(duì)于圖6(d)中橫流向上和橫流向下兩種放置方位的局部換熱系數(shù)，分析如下：對(duì)于橫流向下的蒸發(fā)器，當(dāng)熱流密度較低時(shí)，蒸發(fā)器內(nèi)部相變程度較低時(shí)，產(chǎn)生的汽泡較小，在橫流沖刷下能順利排出測(cè)試段；隨著熱流密度增加，相變程度繼續(xù)增加，汽泡增多，在浮力作用下積聚在上游區(qū)域，增大了此區(qū)域的壓力，造成上流射流孔流量補(bǔ)給不足，形成惡性循環(huán)，局部換熱系數(shù)急劇降低；相變程度繼續(xù)加深后，上游積聚汽泡，阻礙了射流的發(fā)展，進(jìn)一步增大了下游射流孔的流量，且對(duì)比橫流向上的布置，下游分配的流量更大，因而換熱系數(shù)更高；對(duì)于下游區(qū)域，可明顯觀察到，橫流向下時(shí)的相變起始點(diǎn)（Onset of Nucleate Boiling，ONB）比橫流向上推遲，這是由于橫流向下時(shí)，分配腔內(nèi)部的流體也是向下流動(dòng)，導(dǎo)致下游射流孔的流量較大，射流沖擊能力增強(qiáng)，ONB推遲。

圖6 蒸發(fā)器放置方向的影響（流量0.5 L/min，Tin=45 ℃）

圖6(e)給出了不同放置方向時(shí)測(cè)試段的壓降?？傮w上看，在相同熱流密度下，射流向上時(shí)壓降更小；原因在于相較于射流向下的布置，射流向上布置時(shí)，汽泡不易被帶出蒸發(fā)器，積聚在蒸發(fā)器內(nèi)部，造成上游壓力增大，導(dǎo)致下游射流孔分配流量增多，從而縮短了流體在蒸發(fā)器內(nèi)部的流動(dòng)距離，因而壓降不增反降。橫流向上布置壓降高于橫流向下布置，原因也是如此。這也解釋了為什么射流向上時(shí)的平均換熱性能比朝上時(shí)好，橫流向下的平均換熱性能比向上好。因?yàn)樯淞飨蛏虾蜋M流向下測(cè)試段上游能夠分配到更多的流量，而這些流量對(duì)下游冷卻也起到了強(qiáng)化作用。

圖 6(f)給出了加熱面的最大溫差。在沸騰發(fā)展段，雖然測(cè)試段放置方向的改變對(duì)平均換熱性能的影響較小，但對(duì)換熱面均溫性的影響仍然較大，其原因在于，4種放置方向下，汽泡排出的難易程度不同，由易至難順序依次為：橫流向上、射流向下、射流向上、橫流向下。汽泡排出不利時(shí)，上游易堵塞，惡化較早，換熱系數(shù)較低，而下游區(qū)域，射流孔流量增多，換熱系數(shù)較高。如在熱流密度51 W/cm2時(shí)，下游區(qū)域?qū)?yīng)的換熱系數(shù)分別為10,962、10,185、1,175 和 12,130 W/(m2·K)。對(duì)于汽泡排出不利的放置方向，維持平均換熱性能依靠的是下游換熱系數(shù)急劇的增大，而不是整體換熱性能的提升，故而會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱面均溫性較差。

3 結(jié)論

本文研究了陣列式射流沖擊微肋表面蒸發(fā)器的換熱性能，主要考察了流量、入口溫度等流動(dòng)參數(shù)和放置方向等空間參數(shù)對(duì)蒸發(fā)器沸騰換熱性能的影響，主要結(jié)論如下：

1）上游區(qū)域換熱主要依靠射流沖擊，下游區(qū)域換熱主要依靠橫流。相變后，上游汽泡積聚，下游射流沖擊增強(qiáng)，射流冷卻比重增大；

2）提高流量，增大射流速度，可以明顯提高蒸發(fā)器換熱性能。降低流量時(shí)，相變起始點(diǎn)發(fā)生提前，出現(xiàn)傳熱惡化的熱流密度變小；

3）降低入口溫度，相變換熱系數(shù)明顯減小，相變起始點(diǎn)推遲，但臨界熱流密度將更高；

4）在單相換熱和核態(tài)沸騰發(fā)展段，放置方向?qū)Q熱性能影響不大；

5）核態(tài)沸騰發(fā)展段，放置方向?qū)η粌?nèi)氣體排出不利時(shí)，流量分配不均程度加深，下游射流孔換熱系數(shù)提高，出入口壓降降低；

6）放置方向?qū)Q熱的均勻性有較大的影響，射流向下和橫流向上的均溫性相對(duì)較好。

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Experimental Study on Heat Transfer Performance of Jet Impingement - Pin Fin Microchannel Hybrid Evaporator

CUI Fulong, ZHAN Kejing, HONG Fangjun*
(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

A closed-loop experimental setup was built to study the heat transfer performance of jet impingement boiling in a pin-fin microchannel with one-side outlet using HFE7000 as the working fluid. The effects of flow rate, inlet temperature and test section placement directions on the heat transfer characteristics were experimentally investigated under a constant back pressure. It was found that increasing flow rate can improve heat transfer coefficient and delay heat transfer deterioration. A lager inlet temperature leads to an earlier onset of nucleate boiling, a higher heat transfer coefficient, as well as an earlier heat transfer deterioration. The placement direction of test section has little influence on average heat transfer coefficient in both single-phase and nucleate boiling developing stages, however, it strongly affects the uniformity of heating surface temperature, with the better uniformity in the cases of downward-jet and upward-crossflow.

Pin fin microchannel; Jet array impingement; Nucleate boiling; Placement direction

10.3969/j.issn.2095-4468.2017.04.101

*洪芳軍（1976-），男，教授，博士。研究方向：微小尺度流動(dòng)與傳熱傳質(zhì)。聯(lián)系地址：上海市閔行區(qū)東川路800號(hào)，郵編：200240。聯(lián)系電話：021-34204377。E-mail：mehongfj@sjtu.edu.cn。

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（No.51376129）；上海航天技術(shù)研究院-上海交大航天先進(jìn)技術(shù)聯(lián)合研究中心資助項(xiàng)目（No.USCAST2015-06）。