劉廣林， 張 偉* ， 郭明宇， 徐進(jìn)良,2

(1.華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院， 北京 102206； 2.華北電力大學(xué)電站能量傳遞轉(zhuǎn)化與系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102206)

隨著微納電子元器件集成度的快速發(fā)展，導(dǎo)致熱流密度的快速增加，而溫度增加直接影響電子元器件的可靠性和使用壽命[1-3]。因此，高效冷卻技術(shù)是高熱流密度微電子技術(shù)發(fā)展的難題和研究熱點(diǎn)。微通道沸騰換熱具有更高的比表面積和利用液體高汽化潛熱，已成為高熱流電子元器件最有效的散熱方式[4-5]。

微通道換熱器最早由Tuckerman等[6]提出，特征尺寸介于毫米和亞毫米量級(jí)，優(yōu)勢(shì)是具有較大的換熱比表面積。中外學(xué)者研究強(qiáng)化微通道換熱方式包括主動(dòng)式和被動(dòng)式兩種方式，其中在表面加工不同流道形狀是最常用的被動(dòng)式微通道強(qiáng)化換熱方式。

在微通道尺寸方面，Saitoh等[7]研究工質(zhì)R134a在3種不同微通道直徑內(nèi)沸騰傳熱特性，發(fā)現(xiàn)工質(zhì)在不同壓力系統(tǒng)沸騰時(shí)，傳熱系數(shù)隨飽和溫度的增大而增加。Steinke等[8]研究當(dāng)量直徑為0.207 μm的梯形微通道沸騰，發(fā)現(xiàn)傳熱系數(shù)隨干度的增加而減小。Wang等[9]、Peng等[10]研究了特征長度為0.133～0.747 mm的不銹鋼矩形槽換熱規(guī)律，工質(zhì)選用去離子水和乙醇，發(fā)現(xiàn)槽道尺寸和工質(zhì)流速對(duì)流動(dòng)傳熱有較大的影響，并得到層流條件下努賽爾數(shù)關(guān)聯(lián)式。

在微通道形狀研究方面，Copetti等[11]研究了工質(zhì)R134a在水平管內(nèi)流動(dòng)沸騰規(guī)律，發(fā)現(xiàn)工質(zhì)在低干度時(shí)，流密度的增加導(dǎo)致傳熱系數(shù)增大；當(dāng)工質(zhì)干度較高時(shí)，傳熱系數(shù)隨工質(zhì)質(zhì)量流量增大而減小。武銳等[12]研究并對(duì)比樹狀和蛇形微通道，發(fā)現(xiàn)樹狀微通道的熱效率和壁溫均勻性方面優(yōu)于蛇形微通道。Kalani等[13]提出了一種錐形微通道強(qiáng)化換熱，研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)錐形錐度6%時(shí)換熱系數(shù)達(dá)295 kW/m2·K。Qu等[14]研究了單相流體在銅表面矩形微通道中的流動(dòng)換熱，得到納維-斯托克斯方程和能量方程可以預(yù)測(cè)微通道中壓降特性和換熱特性。Judy等[15]研究了蒸餾水、甲醇等流體在圓形和方形的微通道內(nèi)的流動(dòng)特性，發(fā)現(xiàn)納維-斯托克斯方程依然適用。

在氣液分離強(qiáng)化換熱研究方面，邢峰等[16]研究了內(nèi)插絲網(wǎng)管實(shí)現(xiàn)液體分離，進(jìn)而提高換熱系數(shù)，發(fā)現(xiàn)相對(duì)光滑管可提高1.2～1.8倍。Fazeli等[17]研究了氣液分離兩相式換熱器，換熱過程包括薄膜蒸發(fā)和泡核沸騰兩種傳熱模式，進(jìn)而強(qiáng)化換熱性能。Warrier等[18]研究了側(cè)壁具有微孔的微通道，交替排列微孔壁將汽液分離，實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化換熱。

現(xiàn)提出分段式梯形結(jié)構(gòu)強(qiáng)化微通道換熱，通過增加不同微通道聯(lián)通區(qū)域?qū)崿F(xiàn)分段結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)沸騰后氣泡在表面張力驅(qū)動(dòng)下在流出微通道后發(fā)生合并及流向兩側(cè)，保持液體在中間持續(xù)沸騰換熱，進(jìn)而大幅提高相變換熱性能，對(duì)被動(dòng)式高效微通道換熱器的設(shè)計(jì)和應(yīng)用具有重要的參考價(jià)值。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 循環(huán)系統(tǒng)

流動(dòng)沸騰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖如圖1所示，主要包括實(shí)驗(yàn)段、微流量泵、預(yù)熱器、冷凝器、儲(chǔ)液罐等，主要輔助設(shè)備包括數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、高速攝像機(jī)、流量計(jì)及加熱電源等，工質(zhì)采用無水乙醇。流量計(jì)可實(shí)時(shí)讀取流量數(shù)據(jù)，通過調(diào)節(jié)微流量泵的電壓調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)速實(shí)現(xiàn)流量控制。預(yù)熱器采用陶瓷膜加熱，依據(jù)實(shí)驗(yàn)段入口K型熱電偶溫度調(diào)整預(yù)熱器加熱功率。儲(chǔ)液罐的放空閥用于控制系統(tǒng)加熱段出口壓力為大氣壓。

系統(tǒng)工作流程為：工質(zhì)通過微流量泵從儲(chǔ)液罐中將無水乙醇工質(zhì)加壓，依次進(jìn)入流量計(jì)和預(yù)熱器中，在預(yù)熱器中被加熱到指定溫度后流出，然后流入實(shí)驗(yàn)段進(jìn)行加熱沸騰，氣液混合工質(zhì)流出實(shí)驗(yàn)段后進(jìn)入冷凝器中冷凝為液體后又流回儲(chǔ)液罐中，由此完成封閉的循環(huán)。

1.2 實(shí)驗(yàn)段

實(shí)驗(yàn)段采用平行直肋微通道和梯形分相式微通道結(jié)構(gòu)，通過在紫銅表面激光刻蝕加工而成，圖2為四段梯形分相式結(jié)構(gòu)示意圖。兩種微通道及加熱區(qū)域長寬皆為25 mm×10 mm，在紫銅背面中間位置沿長度方向平均設(shè)置6個(gè)測(cè)溫點(diǎn)，采用精度為0.5 ℃的K型熱電偶測(cè)溫。平行直肋和梯形微通道主要尺寸如表1所示。

α為分離角；a為梯形結(jié)構(gòu)最長肋的長度； b為相鄰梯形結(jié)構(gòu)最小距離；1為流體導(dǎo)流區(qū)； 2為流體沸騰區(qū)；3為墊圈槽圖2 梯形微通道示意圖Fig.2 Schematic diagram of trapezoidal microchannel

表1 主要尺度參數(shù)Table 1 Main dimension parameters

梯形分相結(jié)構(gòu)的工作原理為：流體進(jìn)入后在分流區(qū)經(jīng)導(dǎo)流區(qū)1均勻流入微通道中并加熱，流動(dòng)過程工質(zhì)在直肋區(qū)域產(chǎn)生氣泡并長大，流經(jīng)梯形區(qū)2內(nèi)無直肋區(qū)域時(shí)合并為大氣泡，由于表面張力作用趨勢(shì)氣泡自動(dòng)向兩側(cè)流動(dòng)，即在進(jìn)入下一梯形結(jié)構(gòu)后形成氣在兩側(cè)流動(dòng)，液在中間流動(dòng)的模式；最后氣液混合流體通過集流區(qū)流出加熱段。

實(shí)驗(yàn)段采用陶瓷加熱片進(jìn)行加熱，密封槽3用于氟膠圈和石英玻璃蓋板進(jìn)行密封，整個(gè)實(shí)驗(yàn)段采用PEEK(polyetheretherketone)板封裝，PEEK板同時(shí)具有保溫功能。在PEEK兩側(cè)加工測(cè)溫和測(cè)壓孔，用于測(cè)試工質(zhì)進(jìn)出口處溫度和壓力。

1.3 數(shù)據(jù)處理

由于實(shí)驗(yàn)工質(zhì)無水乙醇進(jìn)入微通道時(shí)存在一定過冷度，因此，工質(zhì)在微通道流動(dòng)加熱過程分為單相區(qū)和兩相區(qū)。在單相區(qū)加熱過程中，假設(shè)工質(zhì)液溫在沿程方向線性增加，依據(jù)能量守恒計(jì)算單相區(qū)長度Ll為

(1)

式(1)中：m為工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；hs和hin分別為工質(zhì)飽和焓值和在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口焓值，kJ/kg；Lw為通道加熱區(qū)域長度，m；Q為加熱功率，kW；η為實(shí)驗(yàn)段熱效率。

假設(shè)工質(zhì)在單相區(qū)溫度線性增加，則單相區(qū)液溫的計(jì)算公式為

(2)

式(2)中:ts和tin分別為工質(zhì)的飽和溫度和進(jìn)口溫度，℃；x為所求溫度位置距離入口的長度；Ll為單相區(qū)長度，m。

實(shí)驗(yàn)段沿程局部換熱系數(shù)hx由牛頓冷卻公式計(jì)算得

(3)

式(3)中：q為有效熱流密度，kW/m2；Δt表示壁溫與液溫之差，℃；tw為該點(diǎn)對(duì)應(yīng)的壁溫；tfx為該點(diǎn)對(duì)應(yīng)的液溫，℃。

實(shí)驗(yàn)誤差主要包括直接測(cè)量數(shù)據(jù)誤差，如溫度、壓力及流量等及隨機(jī)誤差兩部分，直接誤差主要由測(cè)量儀器決定，可通過多次或大量測(cè)量后求平均值達(dá)到要求。間接測(cè)量產(chǎn)生的誤差通過Moffat[19]提出的函數(shù)公式計(jì)算為

(4)

式(4)中：SN為標(biāo)準(zhǔn)誤差；δxi為參數(shù)xi對(duì)應(yīng)的相對(duì)誤差；?f(xi)為xi誤差傳遞函數(shù)。

結(jié)合實(shí)驗(yàn)過程直接測(cè)量數(shù)據(jù)，得到間接測(cè)量數(shù)據(jù)的關(guān)系式為

q=f(Q,η)

(5)

x=f(Q,η,T,Δx)

(6)

h=f(Q,η,T,Δx)

(7)

式中：Δx為距離長度測(cè)量的不確定度；h為換熱系數(shù)，kW/m2·K。實(shí)驗(yàn)的直接測(cè)量值K型熱電偶誤差為±0.5 ℃，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的熱效率按照單相計(jì)算為95%，銅塊加工精度為±0.05 mm，功率計(jì)波動(dòng)±0.5 W。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

為了驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性，首先與文獻(xiàn)[20]結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。在工質(zhì)質(zhì)量流量為0.3 g/s下，對(duì)比不同熱流密度下局部換熱系數(shù)，結(jié)果如圖3所示?？梢钥闯觯瑢?shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和文獻(xiàn)[20]數(shù)據(jù)吻合較好，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果可信。數(shù)據(jù)差異性主要是由于流動(dòng)沸騰過程數(shù)據(jù)測(cè)試受到多種因素的影響，數(shù)據(jù)誤差相對(duì)單相流較大。

為對(duì)比微通道不同結(jié)構(gòu)和尺寸對(duì)換熱特性的影響，實(shí)驗(yàn)采用無水乙醇為工質(zhì)進(jìn)行研究。實(shí)驗(yàn)時(shí)工質(zhì)質(zhì)量流速為0.4～2.0 g/s，熱流密度為160～320 kW/m2時(shí)，通過預(yù)熱器控制工質(zhì)在實(shí)驗(yàn)段入口過冷度為20 ℃，分析了熱源側(cè)與工質(zhì)溫度和沿程、定點(diǎn)位置換熱系數(shù)等的變化規(guī)律。

圖3 局部換熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值和文獻(xiàn)[20]對(duì)比Fig.3 Comparison between experimental and literature[20] values of local heat transfer coefficient

2.1 溫度特性

壁溫與液溫在沿程方向的變化規(guī)律如圖4所示，其中工質(zhì)質(zhì)量流量為0.4 g/s和熱流密度為160 kW/m2，液溫以4段結(jié)構(gòu)為例。可以看出，液溫在出口處達(dá)到飽和狀態(tài)，實(shí)際溫度曲線在15～20 mm位置為虛線所示，這是由于單相區(qū)溫度按照線性變化處理，采用式(1)計(jì)算出單相區(qū)長度，按照與熱源側(cè)對(duì)應(yīng)點(diǎn)計(jì)算溫度。

圖4 溫度在沿程方向的變化Fig.4 Temperature varies along the direction

壁溫變化與微通道結(jié)構(gòu)和工質(zhì)處于單相或兩相沸騰有關(guān)，在圖4中根據(jù)壁溫變化分為3個(gè)區(qū)域。在Ⅰ區(qū)域內(nèi)平行結(jié)構(gòu)微通道的壁溫最低，主要是由于該區(qū)域處于工質(zhì)為單相加熱，換熱面積為換熱性能主要影響因素，而平衡結(jié)構(gòu)的換熱面積最大，因此導(dǎo)致其壁溫最低；Ⅲ區(qū)域內(nèi)為飽和沸騰，此時(shí)分段結(jié)構(gòu)可有效實(shí)現(xiàn)液氣分相流動(dòng)，進(jìn)而提高換熱性能，因此5段結(jié)構(gòu)壁溫最低。Ⅱ區(qū)域內(nèi)為交替區(qū)域，即工質(zhì)處于從過冷沸騰到飽和沸騰的過渡階段，隨著氣泡的不斷增大和合并，分段結(jié)構(gòu)趨勢(shì)氣液分相導(dǎo)致4段結(jié)構(gòu)和5段結(jié)構(gòu)的壁溫快速下降。

2.2 換熱特性

換熱系數(shù)在沿程方向的變化趨勢(shì)如圖5所示，工質(zhì)質(zhì)量流量為0.4 g/s和熱流密度為160 kW/m2時(shí)。可以看出，隨著工質(zhì)在微通道中流動(dòng)換熱，3種結(jié)構(gòu)換熱系數(shù)在前端基本相等，且沿程變化較小，在后端區(qū)域的換熱系數(shù)則快速增大。工質(zhì)首先在分流區(qū)內(nèi)進(jìn)入平行直肋導(dǎo)流區(qū)，由于在前端工質(zhì)為單相加熱或過冷沸騰初始階段，導(dǎo)致工質(zhì)換熱系數(shù)較小且近乎相等。在后端加熱區(qū)域換熱系數(shù)的快速增加是由于出現(xiàn)沸騰，而兩相對(duì)流換熱性能相對(duì)于單相較高導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)的快速增大。

圖5 換熱系數(shù)在沿程方向變化Fig.5 Heat transfer coefficient varies along the direction

在25 mm位置處(圖5)，換熱系數(shù)最大的為5段結(jié)構(gòu)，平行結(jié)構(gòu)最小，4段結(jié)構(gòu)居中，在25 mm位置處，5段結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)相對(duì)于平行結(jié)構(gòu)提高了60.4%。主要是由于工質(zhì)流動(dòng)進(jìn)入分段區(qū)后處于過冷沸騰到飽和沸騰的轉(zhuǎn)化，在過冷沸騰過程中，由于出現(xiàn)少量氣泡，換熱系數(shù)相對(duì)單相區(qū)增加，過冷沸騰過程由于氣泡脫離壁面后未繼續(xù)增長或合并，而在飽和沸騰階段，大量氣泡生成并出現(xiàn)合并，同時(shí)由于梯形分相結(jié)構(gòu)的作用將液體分離，實(shí)現(xiàn)氣泡從兩側(cè)流動(dòng)，液體在中間部位流動(dòng)。因此，在尾部飽和沸騰階段時(shí)，分相結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)高，且分段較多時(shí)利于氣液分離，可進(jìn)一步提高換熱系數(shù)。

針對(duì)典型位置25 mm和5 mm處，進(jìn)一步分析了換熱系數(shù)隨熱源熱流密度的變化規(guī)律，如圖6、圖7所示。從圖6可以看出，三類微通道結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)隨著熱流密度的增大而減少；當(dāng)熱流密度相同時(shí)，5段結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)最大，平行結(jié)構(gòu)的最小，與圖5中分析一致。隨著熱流密度的增大，換熱系數(shù)整體趨于減少，主要是由于在低熱流密度下(如160 kW/m2)，25 mm處已經(jīng)達(dá)到飽和沸騰，隨著熱流密度的進(jìn)一步增大，工質(zhì)干度增大。在強(qiáng)制對(duì)流換熱階段，干度增大不利于進(jìn)一步換熱，特別是直肋結(jié)構(gòu)，通道被大氣彈占據(jù)，液體不能及時(shí)補(bǔ)充，導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)會(huì)降低。分段結(jié)構(gòu)由于可以實(shí)現(xiàn)液體分相流動(dòng)，可及時(shí)將大氣泡排走，并補(bǔ)充液態(tài)工質(zhì)，因此換熱系數(shù)下降較小。

圖6 25 mm處換熱系數(shù)隨加熱功率的變化Fig.6 Variation of heat transfer coefficient with heating power at 25 mm

圖7 5 mm處換熱系數(shù)與熱流密度的關(guān)系Fig.7 Relationship heat transfer coefficient and heating flux density at 5 mm

5 mm位置處換熱系數(shù)隨熱流密度的變化關(guān)系如圖7所示，可以看出，與圖6換熱系數(shù)相比，換熱系數(shù)小一個(gè)數(shù)量級(jí)，且隨熱流密度的變化趨勢(shì)不同，該位置處換熱系數(shù)隨熱流密度的增大而整體呈現(xiàn)增加趨勢(shì)。主要是由于該位置發(fā)生單相加熱或在大熱流密度下過冷液體發(fā)生核態(tài)沸騰，單相換熱能力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于兩相沸騰換熱；單相區(qū)加熱與換熱面積關(guān)系最大，在該位置處平行結(jié)構(gòu)的換熱面積最大，因此平行結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)最高。高熱流密度下發(fā)生核態(tài)沸騰，而脫離的氣泡隨著流體流動(dòng)過程為繼續(xù)長大或發(fā)生合并等現(xiàn)象，氣泡較小未發(fā)生氣液分相過程，所以平行直肋結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)最大。

換熱系數(shù)隨工質(zhì)流量的變化關(guān)系如圖8所示，其中熱流密度為160 kW/m2和25 mm位置處?？梢钥闯觯S著流量增大，換熱系數(shù)不斷減小，主要是由于在熱流密度恒定時(shí)，當(dāng)工質(zhì)質(zhì)量流量增加時(shí)，該位置處工質(zhì)由飽和沸騰逐步向過冷沸騰過渡，兩相飽和沸騰換熱系數(shù)遠(yuǎn)高于過冷沸騰換熱系數(shù)，因此換熱系數(shù)隨工質(zhì)流量的增大而減小。當(dāng)工質(zhì)流量相同時(shí)，5段結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)最大，平行結(jié)構(gòu)最小，以5段結(jié)構(gòu)為例，在質(zhì)量流量為0.4 g/s和2.0 g/s時(shí)，換熱系數(shù)分別為78.6 kW/m2·K-1和14.1 kW/m2·K-1。主要是在小流量時(shí)為飽和沸騰，大量氣泡產(chǎn)生并在梯形通道內(nèi)發(fā)生分相流動(dòng)，當(dāng)大流量時(shí)為處于核態(tài)沸騰，偶爾產(chǎn)生大氣泡會(huì)產(chǎn)生氣液分相，大部分為獨(dú)立小氣泡流動(dòng)，因此換熱系數(shù)較小且變化不明顯。

2.3 平均換系數(shù)

針對(duì)工質(zhì)質(zhì)量流量為0.4 g/s和熱流密度為160、240、320 kW/m2時(shí)，對(duì)比三類結(jié)構(gòu)微通道平均換熱系數(shù)，結(jié)果如圖9所示?？梢钥闯?，在選擇的3個(gè)典型工況中，5段結(jié)構(gòu)微通道的平均換熱系數(shù)最高，平行微通道的平均換熱系數(shù)最低，平均換熱系數(shù)與沿程和定點(diǎn)換熱系數(shù)變化規(guī)律一致。當(dāng)熱源熱流密度為160 kW/m2時(shí)，5段結(jié)構(gòu)微通道比平行結(jié)構(gòu)微通道的平均換熱系數(shù)提高了53.8%。當(dāng)熱流密度增加時(shí)，所有結(jié)構(gòu)微通道平均換熱系數(shù)整體增加?？梢姡侄问浇Y(jié)構(gòu)可有效提高沸騰換熱的平均換熱系數(shù)，增強(qiáng)整體換熱能力。

圖8 換熱系數(shù)隨工質(zhì)流量的變化Fig.8 Variation of heat transfer coefficient with working fluid flow rate

圖9 平均換熱系數(shù)與熱流密度的關(guān)系Fig.9 Relationship between average heat transfer coefficient and heat flux density

3 結(jié)論

對(duì)熱流密度為160～320 kW/m2和工質(zhì)流量為0.4～2.0 g/s時(shí)平行直肋和梯形分相式微通道換熱性能進(jìn)行研究，以無水乙醇為工質(zhì)，得出以下結(jié)論。

(1)壁溫變化與微通道結(jié)構(gòu)和工質(zhì)處于單相加熱或兩相沸騰有關(guān)。在工質(zhì)質(zhì)量流量為0.4 g/s和熱流密度為160 kW/m2時(shí)，工質(zhì)初始為單相流動(dòng)，換熱面積為換熱主要影響因素；在飽和沸騰段，梯形結(jié)構(gòu)可使氣液分相流動(dòng)，強(qiáng)化換熱性能導(dǎo)致壁溫降低。液溫為單相直線升高和兩相沸騰恒定。

(2)換熱系數(shù)在沿程方向呈現(xiàn)先減小后快速增大的趨勢(shì)，入口處段為單相加熱，換熱系數(shù)??；在尾部位置由于飽和沸騰導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)的快速增加。在25 mm位置處，5段結(jié)構(gòu)換熱系數(shù)最大，比平行結(jié)構(gòu)換熱系數(shù)提高了60.4%。

(3)針對(duì)典型位置25 mm處，三類微通道結(jié)構(gòu)的換熱系數(shù)隨著熱流密度的增大而減少，而5 mm處換熱系數(shù)則隨熱流密度呈現(xiàn)相反趨勢(shì)；在20 mm處工質(zhì)換熱系數(shù)隨流量的增加呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，得到工質(zhì)處于單相區(qū)加熱、核態(tài)沸騰或飽和沸騰是主要影響因素。

(4)梯形結(jié)構(gòu)微通道平均換熱系數(shù)較高，如熱流密度160 kW/m2時(shí)，5段結(jié)構(gòu)微通道比平行結(jié)構(gòu)微通道的平均換熱系數(shù)提高了53.8%，分段式結(jié)構(gòu)可實(shí)現(xiàn)液體分相流動(dòng)，有效提高沸騰換熱的平均換熱系數(shù)。