李維平， 李隆鍵， 崔文智， 郭夢(mèng)婷

(1.重慶大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，重慶400030；2.低品位能源利用技術(shù)與系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(重慶大學(xué))，重慶400030)

液體冷卻方式是電池?zé)峁芾淼闹饕岱绞?，具有換熱能力高等優(yōu)點(diǎn)[1]，可以有效降低電池表面的最高溫度，使之工作在合適的溫度范圍內(nèi)，并同時(shí)保持較好的溫度均勻性，提高電池在使用過程中的安全性，延長(zhǎng)使用壽命[2]。然而，冷卻液在液冷換熱系統(tǒng)中會(huì)產(chǎn)生較大的溫差，需要提高其換熱表面的均溫性。常見的液冷流道結(jié)構(gòu)采用蛇形或盤管形結(jié)構(gòu)[3-5]，該設(shè)計(jì)較為復(fù)雜，會(huì)導(dǎo)致流阻較高、冷卻液循環(huán)泵功率較大等。為了改善液冷系統(tǒng)換熱表面均溫性的要求，可以將液冷系統(tǒng)和高效換熱器進(jìn)行結(jié)合。

均熱板是一種利用相變工質(zhì)在封閉腔室中相變傳熱的高效換熱元件，具有較高導(dǎo)熱能力和裝配緊湊的特點(diǎn)[6]，常應(yīng)用于電子電力設(shè)備的散熱系統(tǒng)中，如芯片、LED生熱元件[7]，可以在較小熱源面積下改善生熱表面的換熱性能[8]，強(qiáng)化豎直方向上相變工質(zhì)的傳熱與傳質(zhì)能力[9-11]。在實(shí)際電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)應(yīng)用中，電池表面的換熱面積較大[12]，常利用平板熱管、熱管等高導(dǎo)熱換熱元件[13-16]，將產(chǎn)生的熱量及時(shí)地導(dǎo)入散熱系統(tǒng)中，但未著重研究均熱板內(nèi)部的氣液傳熱傳質(zhì)過程與其表面均溫性之間的聯(lián)系。對(duì)于液冷散熱系統(tǒng)而言，冷卻劑溫度會(huì)在沿程換熱過程中不斷提高，這會(huì)對(duì)換熱表面的均溫性造成影響，影響元器件的壽命和工作效率。因此，需要研究一種均熱板與液冷板的復(fù)合冷卻方式，來改善換熱表面的均溫性能，探究均熱板內(nèi)部相變工質(zhì)在水平方向上傳熱傳質(zhì)對(duì)于其換熱表面均溫性的影響關(guān)系。

本文研究了一種鋁槽式均熱板和直流式液冷板組合而成的復(fù)合液冷系統(tǒng)，建立了耦合有直流式液冷板對(duì)流換熱與均熱板相變傳熱的三維數(shù)值模型，采用Volume-of-fluid(VOF)多相流模型和蒸發(fā)冷凝模型，模擬了相變工質(zhì)在均熱板蒸汽腔中輸運(yùn)與傳熱的過程，并和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比和驗(yàn)證，揭示了均熱板內(nèi)部相變工質(zhì)在水平方向上的傳熱傳質(zhì)過程可以使加熱表面獲得較好的溫度均勻性，為均熱板在電池?zé)峁芾硪豪湎到y(tǒng)中的應(yīng)用提供了支撐和建議。

1 實(shí)驗(yàn)對(duì)象及方法

本文研究了一種用于電子電力設(shè)備熱管理的復(fù)合液冷系統(tǒng)，由鋁槽式均熱板(170 mm×75 mm×10 mm)和直流式液冷板組合而成。圖1為均熱板的俯視結(jié)構(gòu)示意圖，腔室內(nèi)部尺寸為(140 mm×45 mm×4 mm)，由矩形支撐翅柱(30 mm×1 mm×4 mm)將腔室均勻分隔成橫向和縱向通道，其中，縱向通道(140 mm×4 mm×4 mm)的方向與直流式液冷流道平行，用于引導(dǎo)相變工質(zhì)在相變過程中沿長(zhǎng)度方向流動(dòng)，并起支撐作用。均熱板底面布置有加熱表面(150 mm×50 mm)，施加有恒定的熱流。均熱板頂部布置有直流式液冷板，如圖2所示，液冷板內(nèi)部由12個(gè)180 mm×2 mm×2 mm的直流式單流道組成，并通過肋片均勻分隔，冷卻水沿X方向流動(dòng)，在對(duì)流換熱的影響下冷卻水溫度沿程增加。均熱板的加熱表面與冷卻表面面積之比近似為1。另外，在均熱板的上下表面，分別開有測(cè)溫溝槽，沿冷卻水流動(dòng)方向依次布置有5個(gè)T型熱電偶(Tc1/Th5～Tc5/Th5)，用以研究均熱板在長(zhǎng)度方向上的溫度分布與溫差。

圖1 均熱板內(nèi)部結(jié)構(gòu)的俯視示意圖(mm)

圖2 液冷板內(nèi)部結(jié)構(gòu)的俯視示意圖(mm)

圖3為復(fù)合液冷系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)裝置與系統(tǒng)示意圖，主要分為熱源加熱系統(tǒng)、冷卻散熱系統(tǒng)和測(cè)試傳感系統(tǒng)。均熱板布置在陶瓷加熱片和液冷板之間，為了減小接觸熱阻，其接觸表面鋪有一層厚度為0.3 mm的導(dǎo)熱墊片。直流電源為陶瓷加熱片提供恒定40 W(±6.04 %)的輸入功率。恒溫水箱提供進(jìn)口溫度為25 ℃的冷卻水，并在浮子流量計(jì)(±2.5 %)和閥門的控制下，將冷卻水進(jìn)口流量控制在0.05 L/min。另外，在冷卻水的進(jìn)出口處分別布置有標(biāo)定后的T型熱電偶(±0.2 ℃)，通過數(shù)據(jù)采集儀監(jiān)測(cè)冷卻水的進(jìn)出口溫度，以及均熱板表面的溫度分布。

圖3 實(shí)驗(yàn)裝置及系統(tǒng)示意圖

實(shí)驗(yàn)前，先對(duì)均熱板內(nèi)部進(jìn)行真空排氣，然后注入體積分?jǐn)?shù)為50 %的丙酮進(jìn)行測(cè)試。實(shí)驗(yàn)采用丙酮作為均熱板內(nèi)部的相變工質(zhì)，其相變溫度在動(dòng)力電池的工作溫度范圍內(nèi)，與鋁金屬不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，是一種合適的相變工質(zhì)。實(shí)驗(yàn)時(shí)設(shè)定好直流電源的電流和電壓，以及冷卻水從恒溫水箱輸入液冷板的進(jìn)口水溫，并調(diào)節(jié)閥門將冷卻水進(jìn)口流量設(shè)定到實(shí)驗(yàn)工況，在該實(shí)驗(yàn)工況穩(wěn)定后，測(cè)試均熱板表面的溫度分布和冷卻水的進(jìn)出口溫度。冷卻水溫度沿流動(dòng)方向依次增高，根據(jù)加熱表面沿流道方向上布置測(cè)溫點(diǎn)，定義加熱表面的最大溫差為

ΔTh=Max(Th1-5)-Min(Th1-5)

(1)

2 物理模型及數(shù)值模擬方法

2.1 幾何模型

根據(jù)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中槽式均熱板和直流式液冷板布置結(jié)構(gòu)的周期性和對(duì)稱性特點(diǎn)，如圖4所示，選取均熱板內(nèi)部腔室的縱向通道(140 mm×4 mm×4 mm)和4個(gè)矩形支撐翅柱(30 mm×1 mm×4 mm)在寬度上的一半，以及所對(duì)應(yīng)的均熱板蓋板和基底，作為均熱板的模擬對(duì)象(170 mm×2.5 mm×10 mm)，對(duì)應(yīng)投影面積相同的液冷板區(qū)域(180 mm×2.5 mm×6 mm)作為散熱單元，寬度方向上的橫切面均處理為對(duì)稱面。熱量從均熱板底部的加熱表面?zhèn)鬟f給腔室內(nèi)的相變工質(zhì)，相變工質(zhì)受熱蒸發(fā)，在溫度較低的冷卻側(cè)冷凝，再通過導(dǎo)熱的形式將熱量傳遞給上方的液冷板，與直流式流道中的冷卻水換熱，最后熱量隨冷卻水沿X方向流動(dòng)帶走。該簡(jiǎn)化的三維計(jì)算物理模型，綜合考慮了矩形支撐翅柱對(duì)于腔室內(nèi)氣液輸運(yùn)和傳熱的影響，以及實(shí)際冷卻流道肋片的導(dǎo)熱影響，研究了均熱板加熱表面沿長(zhǎng)度方向(X方向)上的溫度分布和均溫性。

圖4 計(jì)算物理模型示意圖

2.2 多相流動(dòng)與相變傳熱模型

氣液兩相流動(dòng)過程的模擬，常采用3種多相流模型：VOF模型、混合模型(Mixture model)、歐拉模型(Eulerian model)。其中VOF模型可利用界面重構(gòu)方式(Re-construction)觀察腔室內(nèi)部的氣液兩相流動(dòng)，即氣泡的生成與脫離，實(shí)時(shí)追蹤相變過程，但其求解速度較慢，計(jì)算時(shí)間長(zhǎng)；Mixture模型將氣液多相流動(dòng)過程簡(jiǎn)化為一種混合相流動(dòng)形式，考慮了氣液兩相流動(dòng)間的相互滲透和擴(kuò)散，在處理可壓縮氣液多相流動(dòng)的復(fù)雜問題上具有一定的優(yōu)勢(shì)；Eulerian模型則計(jì)算精度更高，但需要求解多個(gè)耦合方程式，這也使得該方法具有計(jì)算成本較高、計(jì)算穩(wěn)定較差的不足。本文為了分析均熱板內(nèi)部氣液工質(zhì)在相變過程中清晰的流動(dòng)過程，以及獲得均熱板加熱表面的溫度分布，因而選用VOF模型對(duì)均熱板內(nèi)部的氣液流動(dòng)過程進(jìn)行數(shù)值模擬，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比和驗(yàn)證，討論了氣液相變的傳熱與傳質(zhì)對(duì)于均熱板加熱表面均溫性的影響。

在VOF模型中，均熱板內(nèi)部氣液工質(zhì)的流動(dòng)過程，可以通過控制單元內(nèi)各自i相的體積分?jǐn)?shù)來表示，如氣相體積分?jǐn)?shù)αvap、液相體積分?jǐn)?shù)αliq，其取值范圍為0～1，在同一單元內(nèi)氣液相體積分?jǐn)?shù)之和為1，并滿足連續(xù)性方程：

(2)

式中：ρi和ui為i相的密度和速度，Sm代表相變過程中氣液相之間傳遞的質(zhì)量源項(xiàng)。

氣液工質(zhì)流動(dòng)過程的速度場(chǎng)分布，可以通過動(dòng)量方程求得：

(3)

ρ=αvapρvap+αliqρliq

(4)

μ=αvapμvap+αliqμliq

(5)

能量方程可以表示為

(6)

式中:k和E分別為氣液工質(zhì)的平均導(dǎo)熱系數(shù)和能量，p和T分別為控制單元內(nèi)氣液相的平均壓力和溫度，能量源項(xiàng)SE為氣液工質(zhì)在流動(dòng)與相變過程中的能量傳遞。

基于Lee[17]和Schepper等[18]的研究，均熱板內(nèi)部工質(zhì)相變過程的模型采用了蒸發(fā)-冷凝模型(Evaporation-condensation model)，在能量方程和質(zhì)量方程中分別引入質(zhì)量源項(xiàng)和能量源項(xiàng)，可以實(shí)現(xiàn)蒸發(fā)冷凝過程中的質(zhì)量傳遞和能量傳遞[19]。具體的質(zhì)量源項(xiàng)Sm和能量源項(xiàng)SE如表1所示：

表1 蒸發(fā)-冷凝模型中質(zhì)量和能量源項(xiàng)

表1中，T為氣液相平均溫度；Tsat為丙酮的飽和溫度，當(dāng)平均溫度高于飽和溫度，丙酮液體開始蒸發(fā)，當(dāng)平均溫度小于飽和溫度，丙酮蒸汽開始冷凝；βe、βc分別為蒸發(fā)松弛時(shí)間因子和冷凝松弛時(shí)間因子，單位為s-1。有研究表明：蒸發(fā)/冷凝松弛時(shí)間因子之比設(shè)定為相變工質(zhì)氣/液相密度之比[20]，對(duì)于計(jì)算的收斂和穩(wěn)定性有利，根據(jù)丙酮的物性參數(shù)，本文的蒸發(fā)和冷凝松弛時(shí)間因子分別設(shè)定為0.1和105。

封閉空間內(nèi)的丙酮蒸汽可視為可壓縮的理想氣體。為了更好地模擬相變工質(zhì)在水平方向上、受溫差影響下的傳熱傳質(zhì)過程，本文根據(jù)REFPROP軟件中丙酮的物性參數(shù)，將丙酮的飽和溫度設(shè)定成與壓力p有關(guān)的多項(xiàng)式：

Tsat=276.656 7+8.048 5×10-4×p-2.869 1×10-9×p2

(7)

2.3 邊界條件及求解方法

模型的邊界條件是根據(jù)實(shí)驗(yàn)工況而設(shè)定的，熱量以定熱流密度5 333 W/m2的形式施加于均熱板底部的加熱表面；液冷板進(jìn)口設(shè)定為速度進(jìn)口邊界，冷卻液入口流速設(shè)定為0.017 5 m/s，出口設(shè)置為壓力出口邊界，內(nèi)部的流固耦合面為無滑移邊界。模擬考慮了表面張力和重力對(duì)相變工質(zhì)的影響，動(dòng)量方程和能量方程均采用二階迎風(fēng)離散格式。VOF模型采用瞬態(tài)顯式方案，并用PISO算法進(jìn)行計(jì)算，根據(jù)界面重構(gòu)(Re-construction)方式求解氣液組分。計(jì)算初始，在蒸汽腔中Patch體積分?jǐn)?shù)為50 %的丙酮液體，賦予均熱板腔室內(nèi)部溫度為307.32 K，對(duì)應(yīng)飽和壓力為45 000 Pa。計(jì)算步長(zhǎng)采用變時(shí)間步長(zhǎng)方式，初始時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)定為0.000 1 s，當(dāng)計(jì)算物理時(shí)間達(dá)到60 s，質(zhì)量、動(dòng)量殘差<10-4，能量殘差<10-6時(shí)，認(rèn)為計(jì)算結(jié)果收斂，達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

2.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為避免網(wǎng)格密度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，需對(duì)物理模型的網(wǎng)格劃分進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證，以此保證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。然而，三維模型的網(wǎng)格數(shù)過多則會(huì)大大增加VOF瞬態(tài)計(jì)算時(shí)長(zhǎng)，本文綜合考慮了以上因素，在計(jì)算成本允許的情況下，劃分了3種不同網(wǎng)格尺寸的網(wǎng)格，如表2所示，采用網(wǎng)格收斂指數(shù)(Grid convergence index)的方式對(duì)網(wǎng)格的收斂和可靠性進(jìn)行驗(yàn)證[21]。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

網(wǎng)格收斂指數(shù)GCI是一種對(duì)于網(wǎng)格質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)化的分析方式，可以用來找到模擬結(jié)果對(duì)網(wǎng)格分辨率不敏感時(shí)最佳的網(wǎng)格數(shù)，其公式定義為

GCIfine=Fs|ε|/(rz-1)

(8)

式中：Fs為安全系數(shù)，對(duì)于3個(gè)樣本量，其值取1.25；r為網(wǎng)格細(xì)化比，本文取值為2；ε為模擬結(jié)果f1、f2和f3之間的相對(duì)誤差，本文選用T4點(diǎn)的溫度作為對(duì)比參數(shù)，其中f1、f2的相對(duì)誤差可以表示為

ε=(f2-f1)/f1

(9)

z為收斂階數(shù)，可以定義為

z=ln((f3-f2)/(f2-f1))/ln(r)

(10)

計(jì)算得到每?jī)煞N網(wǎng)格數(shù)之間的網(wǎng)格收斂系數(shù)，即GCI12and GCI23，理想的網(wǎng)格數(shù)應(yīng)當(dāng)滿足以下關(guān)系式：

GCI23=rzGCI12

(11)

計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)模型的網(wǎng)格數(shù)為238 624時(shí)，滿足以上條件，且T4點(diǎn)的溫度的溫度波動(dòng)范圍<1%，可以認(rèn)為，該模型尺寸滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

本文研究均熱板腔室內(nèi)部的傳熱傳質(zhì)過程及其與液冷板的耦合傳熱過程，使用VOF模型對(duì)相變工質(zhì)的多相流動(dòng)進(jìn)行瞬態(tài)模擬，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，獲得均熱板對(duì)加熱表面的溫度分布，分析了相變工質(zhì)在均熱板內(nèi)部的水平流動(dòng)對(duì)加熱表面均溫性的影響機(jī)理。

3.1 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證與傳熱結(jié)果

圖5為均熱板加熱表面的溫度分布，從圖5中可以發(fā)現(xiàn)，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致，高溫區(qū)域集中在均熱板右端。實(shí)驗(yàn)的最高溫度為312.57 K，對(duì)應(yīng)的VOF模型下模擬值的最高溫度為311.58 K，這是由于模型與實(shí)際過程存在一定差異，實(shí)驗(yàn)中也存在一定的接觸熱阻，導(dǎo)致計(jì)算得到的加熱表面溫度較實(shí)際溫度偏低，但該誤差均<1%，可認(rèn)為計(jì)算結(jié)果可靠。

圖5 加熱表面溫度分布與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

表3為模擬得到的加熱表面溫差與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)，VOF模型計(jì)算得到的加熱表面溫差與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相近，表明了模擬結(jié)果可以較好地反映出實(shí)驗(yàn)過程中均熱板內(nèi)部相變過程的傳熱情況。另外，該工況下直流式液冷板冷卻液的進(jìn)出口溫差可以達(dá)到11.45 K，實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果中加熱表面較小的溫差也可體現(xiàn)出均熱板可以使得加熱表面保持較好的均溫性。

表3 加熱表面溫差與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖6為不同加熱功率下均熱板加熱表面溫度分布的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，隨著加熱功率的增加，均熱板加熱表面的溫度也在相應(yīng)提高，但仍能保持較好的均溫性。當(dāng)加熱功率為20 W時(shí)，加熱表面溫度分布均勻，最低與最高溫度分別為304.5、305.4 K;而當(dāng)加熱功率增加到60 W時(shí)，加熱表面的最低與最高溫度分別增加到315.8、319.7 K。與此同時(shí)，冷卻水進(jìn)出口的最大溫差也會(huì)隨著加熱功率的提高快速增加。從表4中加熱表面的溫差結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)加熱功率增加到60 W時(shí)，冷卻水進(jìn)出口溫差已經(jīng)達(dá)到了17.2 K，此時(shí)加熱表面溫差增加幅度較小，仍能很好地控制在3.9 K以內(nèi)，說明采用均熱板的復(fù)合液冷系統(tǒng)可以保證加熱表面具有較好的均溫性。

圖6 不同加熱功率下加熱表面的溫度分布

表4 不同加熱功率下加熱表面與冷卻水溫差

3.2 相變過程與流動(dòng)特性分析

圖7為均熱板槽道中氣液兩相體積分?jǐn)?shù)隨時(shí)間

變化的瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果，其中藍(lán)色(深)表示液相，紅色(淺)表示氣相。隨著計(jì)算開始，熱量通過加熱表面?zhèn)魅肭皇遥酌嬉后w受熱升溫，當(dāng)蒸發(fā)面的溫度高于液體的飽和溫度，腔室底部有小氣泡生成，并逐漸變大、合并、脫離，最終在氣液界面處破裂，進(jìn)入蒸汽區(qū)。與此同時(shí)，產(chǎn)生的蒸汽上升至腔室上部，由于上側(cè)的冷凝表面溫度低于飽和溫度，蒸汽不斷冷凝成液體，并形成液滴，最終受重力的作用滴落返回液池?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著換熱過程的繼續(xù)(10～60 s)，均熱板的沸騰核心區(qū)域在不斷縮小，最后集中在均熱板的右端，如區(qū)域3。這表明在實(shí)際液冷系統(tǒng)中，均熱板冷卻表面散熱溫度不均會(huì)對(duì)內(nèi)部的相變過程造成影響。由于液冷板冷卻水沿程溫升的影響，均熱板右端靠近液冷板出口處區(qū)域溫度較高，因此，該區(qū)域相變工質(zhì)具有較大的過熱度，沸騰強(qiáng)度明顯強(qiáng)于前端。均熱板左端的液體工質(zhì)受入口處低溫冷卻水的影響，導(dǎo)致其工作溫度未達(dá)到相變溫度，熱量主要以導(dǎo)熱形式傳遞，從而造成該區(qū)域沸騰強(qiáng)度較弱。

均熱板內(nèi)部的相變過程在長(zhǎng)度方向上的差異性，會(huì)影響氣液相的傳熱與傳質(zhì)過程。圖8為XY平面上氣液兩相的速度矢量圖，表示了氣液兩相在長(zhǎng)度方向上的流動(dòng)軌跡，其中紅色(上)代表氣相，藍(lán)色(下)代表液相，箭頭的方向代表流動(dòng)的方向，箭頭的長(zhǎng)度代表了速度的大小。由圖8可知，均熱板腔室上部的丙酮蒸汽沿著均熱板長(zhǎng)度方向從x=119 mm附近的沸騰核心區(qū)向兩側(cè)流動(dòng)，其中區(qū)域1、2和3中的丙酮蒸汽主要從右向左流動(dòng)，區(qū)域4中的丙酮蒸汽主要從左往右流動(dòng)，蒸汽的流速隨著流動(dòng)而逐漸減小。均熱板內(nèi)部蒸汽定向的輸運(yùn)過程，會(huì)使得工質(zhì)吸收的熱量可以通過蒸汽的輸運(yùn)從熱管右端傳遞到左端，并在腔室左端的低溫區(qū)域進(jìn)行冷凝，冷凝釋放的熱量可以抑制液冷板進(jìn)口處的低溫冷卻水對(duì)加熱表面均溫性的影響。

圖7 腔室內(nèi)氣液相的體積分?jǐn)?shù)分布(VOF模型)

圖8 XY平面上氣液兩相速度矢量圖(VOF模型)

蒸汽在流動(dòng)過程中的壓強(qiáng)變化與溫度變化息息相關(guān)。均熱板在與直流式液冷板的換熱過程中，由于冷卻側(cè)的換熱溫度不均，會(huì)導(dǎo)致均熱板內(nèi)部的蒸汽沿X方向存在一定的溫差，根據(jù)Clausius-Clapeyron方程可知：

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式中Δpvap和ΔTvap表示蒸汽流動(dòng)中的壓強(qiáng)變化和溫差變化，Rg為單位質(zhì)量的氣體常數(shù)，Tvap和pvap為氣體的溫度和壓力，hfg為相變潛熱。因而，蒸汽在長(zhǎng)度方向存在的溫差，會(huì)促使蒸汽產(chǎn)生相應(yīng)的壓差，驅(qū)動(dòng)相變產(chǎn)生的蒸汽從高溫區(qū)域流向低溫區(qū)域，及時(shí)地將熱量從右端輸運(yùn)到左端，從而抑制了長(zhǎng)度方向上較大的溫差，改善了均熱板加熱表面的均溫性。

圖9為YZ平面上氣液兩相的速度矢量圖，可以發(fā)現(xiàn)均熱板內(nèi)部的氣液工質(zhì)在不同寬度截面上的流動(dòng)也存在一定差異性。由于液冷板進(jìn)口處低溫冷卻水的影響，氣液工質(zhì)在均熱板左端區(qū)域相變過程較弱，如截面x=35 mm處，氣液工質(zhì)在寬度方向上的流動(dòng)較為平緩且界面清晰，呈自然對(duì)流流動(dòng)方式。在均熱板右端的沸騰核心區(qū)，如截面x=102 mm和x=135 mm處，工質(zhì)的沸騰現(xiàn)象較為明顯，槽道中心位置產(chǎn)生的蒸汽沖破氣液交界面，往腔室頂部流動(dòng)且流速較大。由此可見，氣液工質(zhì)在寬度方向上的流動(dòng)和相變過程，也與均熱板在長(zhǎng)度方向上的溫差有關(guān)。為了保證均熱板在長(zhǎng)度方向上的均溫性，可利用矩形支撐柱對(duì)氣液工質(zhì)在寬度方向上的流動(dòng)進(jìn)行限制，引導(dǎo)氣液工質(zhì)在長(zhǎng)度方向上做定向流動(dòng)，改善均熱板在長(zhǎng)度方向上的均溫性能。

圖9 YZ平面上氣液兩相速度矢量圖

4 結(jié) 論

本文研究了一種鋁槽式均熱板和直流式液冷板相結(jié)合的復(fù)合液冷模型，用以改善液冷板換熱表面的均溫性能，通過模擬均熱板內(nèi)部相變工質(zhì)的相變傳熱和兩相流動(dòng)過程，研究了均熱板內(nèi)部相變工質(zhì)的傳熱傳質(zhì)過程與換熱表面均溫性之間的關(guān)系，經(jīng)過分析，可以得到以下結(jié)論：

1)實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果表明，加熱表面受液冷板冷卻水沿程溫升的影響，其表面溫度沿冷卻水流動(dòng)方向不斷增加，均熱板能有效減小加熱表面溫差，溫差可以控制在2.72 K以內(nèi)，說明采用均熱板的復(fù)合液冷系統(tǒng)具有較好的均溫性。

2)均熱板相變過程受液冷板換熱影響，沸騰核心區(qū)主要集中在靠近液冷板出口處附近的高溫區(qū)域，相比于靠近液冷板進(jìn)口處附近的低溫區(qū)域，該區(qū)域的相變工質(zhì)具有較高的過熱度，沸騰換熱能力較強(qiáng)。

3)均熱板內(nèi)部相變產(chǎn)生的蒸汽，在長(zhǎng)度方向上存在定向運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象，會(huì)在壓差的作用下從高溫區(qū)域往低溫區(qū)域流動(dòng)。這一方面有利于將熱量及時(shí)地從均熱板右端傳輸至左端，另一方面可抑制液冷系統(tǒng)中進(jìn)口處的低溫冷卻水對(duì)換熱表面均溫性的影響，從而減小均熱板加熱面在長(zhǎng)度方向上的溫差。