超聲對無沸騰區(qū)浸液式噴霧冷卻的影響研究

李俊，黎仕華，孫志高，宋士博

（蘇州科技大學環(huán)境科學與工程學院，江蘇蘇州 215009）

引 言

隨著電子元器件集成度提高，傳統(tǒng)散熱方式無法解決高熱通量的有效散熱[1?2]。噴霧冷卻具有工質與表面溫差小、沒有沸騰滯后性、可實現均勻的冷卻壁面溫度、工質需求量少等優(yōu)點，在高熱通量散熱條件下具有廣闊的應用前景[3?4]。

為保證電子元器件的可靠性和穩(wěn)定性，熱沉表面溫度宜控制在85℃以下[5]，這將導致以水為代表的冷卻工質在常壓下僅能以無沸騰狀態(tài)換熱。其換熱機制表現為：無沸騰區(qū)噴霧冷卻時表面溫度較低，在加熱面上會形成一層液膜，液膜在噴霧沖擊力作用下，不斷向加熱面的邊緣移動，此時流體溫度因吸熱而升高[6]。由于液膜很薄，在噴霧擊打下，邊界層減薄，與常規(guī)強制對流換熱相比噴霧強制對流換熱能力更強[7]；無沸騰區(qū)同時存在薄液膜蒸發(fā)換熱，在高熱通量和低流量的情況下，薄液膜的蒸發(fā)換熱作用顯著[8]；隨著噴霧流量增加，表面?zhèn)鳠嵯禂稻€性增加，無沸騰區(qū)噴霧液膜相對較厚，致使蒸發(fā)換熱可以忽略[9]。

在 噴 霧 冷 卻 過 程 中，工 質 種 類[10?11]、工 質 流量[12?13]、噴嘴類型[14?15]、表面粗糙度[16?17]等影響因素受到廣泛關注。在無沸騰區(qū)換熱中，Rybicki 等[18]發(fā)現噴嘴的霧化特性可以通過改變液膜的形態(tài)和速度而影響噴霧冷卻效果。吳正人等[19]通過仿真計算發(fā)現當壓力增大時，液膜厚度在大體趨勢上變薄，提高了噴霧換熱能力。Pautsch 等[20]采用全反射光學技術測量噴霧壓力和液膜厚度的關系發(fā)現：噴霧壓力增大，更高的液滴速度沖擊液膜表面，液膜流速增加，液膜減薄，進而換熱得到強化。謝寧寧等[21]研究發(fā)現對于壓力旋流噴嘴，在一定范圍內，噴霧流量和壓力呈線性關系，調整噴霧壓力和高度可改變噴嘴的霧化特性。Cheng 等[22]測量壓力旋流噴嘴的霧化特性發(fā)現：隨著流量增大，液滴速度及主流區(qū)面積都有所增大，液滴直徑和液滴數徑向分布越均勻；隨著噴霧高度增加，液滴直徑和徑向速度增加，液滴數減少，粒徑、速度和液滴分布越趨于均勻。

對于無沸騰區(qū)密集流噴霧冷卻，改變噴霧壓力和噴霧高度是有效但單一的調節(jié)手段，即冷卻性能進一步強化存在較大局限性。近年來，Wang等[23]以水為工質開展了無沸騰區(qū)浸液式噴霧冷卻實驗研究，發(fā)現在較低熱通量下，浸液式噴霧表面溫度相比單純的噴霧冷卻下降了10.4%，傳熱系數提高了19.5%，即在同等條件下浸液式噴霧的散熱效率更高。Patrick 等[24]研究發(fā)現浸液式冷卻能突破單相、兩相冷卻瓶頸，使得高功率電子元件能有效散熱。

浸液工況為噴霧冷卻性能的進一步提升提供了更多的可能性，浸液超聲噴霧冷卻即是一種有效途徑。超聲在液體中傳播時，存在著聲流和空化機制，有助于促進換熱[25]。Wong 等[26]研究發(fā)現，在低熱通量條件下超聲強化單相對流傳熱，超聲聲壓低于空化閾值時，超聲波對傳熱產生的影響可以忽略。Legay 等[27]研究發(fā)現空化泡的破裂會引起附近液體的湍動和微擾，從而使得熱邊界層減薄，同時熱沉表面附近的流體擾動還會增加汽泡脫離表面的頻率，從而提高傳熱系數。張東偉等[28]研究表明超聲空化核心的鏈式破裂具有減薄邊界層、增強換熱的效果。Kiani 等[29]研究表明傳熱強化效果隨聲強增加，隨超聲換能器與加熱段距離減小而增強；超聲頻率對換熱效果影響很小[26]。Kim 等[30]研究表明多個超聲波換能器容易出現干涉，導致強化效果減弱；當液體經煮沸除去不凝性氣體后，僅在加熱表面產生局部空化，強化效果會相對減弱?？傮w上，超聲強化倍率在1.18～6 之間，個別文獻甚至達到10[27]。

但是，高熱通量下超聲在噴霧冷卻強化換熱方面未見報道。噴霧特性有助于熱沉表面附近形成大量二次成核點，在超聲作用下成核點會形成空化泡且潰滅時在近壁面處產生噴注現象，同時超聲在液體中傳播時會形成聲流，進一步提升液滴沖擊熱沉表面的速度，超聲和噴霧冷卻從機制上存在較高的契合度。為了獲得無沸騰區(qū)浸液式超聲噴霧冷卻特性，本文設計并搭建了以H2O 為冷卻劑的閉式噴霧冷卻實驗平臺，研究噴霧高度、噴射壓力、熱通量以及超聲對浸液式噴霧冷卻換熱性能的影響。

1 實驗系統(tǒng)

實驗裝置如圖1（a）所示，閉式循環(huán)噴霧冷卻實驗臺主要由五個部分組成，分別是噴霧腔、加熱系統(tǒng)、供液系統(tǒng)、超聲發(fā)生系統(tǒng)以及測控系統(tǒng)。其工作原理如圖1（b）所示，工質在恒溫水浴中冷卻，降至設定溫度后通過過濾器進入水泵加壓，一部分工質由噴嘴噴射至加熱表面，另一部分通過冷卻盤管冷卻浸液水溫。換熱結束后的工質流入恒溫水浴中進行冷卻，如此重復循環(huán)。

圖1 噴霧冷卻系統(tǒng)Fig.1 Spray cooling system

加熱塊材質為紫銅，將4 根功率為500 W 的加熱棒水平嵌入柱體作為模擬熱源，加熱棒接入調壓電路，通過控制輸入電壓調節(jié)熱通量，熱沉表面直徑設計為φ17 mm 的圓柱形結構，在距離熱沉表面頂部13、21、29 mm 位置處設置熱電偶測溫孔，每個測溫孔布置一個熱電偶，模擬熱源結構如圖2所示。在紫銅塊周邊填滿硅酸鋁纖維棉保溫，且在頂部通過聚四氟乙烯板封裝使得加熱塊具有良好的絕熱性能。噴嘴型號為美國斯普瑞公司的1/8G?SS1.5。電壓調節(jié)器控制加熱功率范圍為0～380 W，配置PW9901 智能參數測量儀讀取監(jiān)控電壓、電流、電功率等參數。

圖2 模擬熱源結構Fig.2 Structure of simulated heat source

2 數據處理與誤差分析

2.1 數據處理

熱通量、熱沉表面溫度和表面?zhèn)鳠嵯禂凳呛饬繃婌F冷卻傳熱性能優(yōu)劣的重要參數，在實驗過程中，直接測量這些參數較為困難，目前獲得這些參數的方法是根據傅里葉導熱定律間接計算得出。實驗段熱源圓柱的長度方向包覆纖維棉絕熱保溫，熱量只沿實驗段軸向傳遞，因此實驗段逐步降溫的過程遵循一維導熱規(guī)律[31]。將傅里葉導熱定律簡化后，得到穩(wěn)態(tài)下一維導熱熱通量計算公式：

式中，q為熱通量，W/m2；λ為紫銅的熱導率，W/(m·K)。

對實驗中3個溫度測點值采用加權最小二乘法線性擬合，權重與熱電偶不確定度相關，基點選為熱沉表面，則有：

實驗中測量的熱通量、熱沉表面溫度以及表面?zhèn)鳠嵯禂悼梢员硎鰹椋?/p>

式中，a為截距；b為溫度分布斜率；h為表面?zhèn)鳠嵯禂?，W/(m2·K)；Tw為熱沉表面溫度，℃；Tin為噴霧工質入口溫度，℃。

2.2 誤差分析

實驗中所采用的測量儀器及其精度列于表1，為保證測量準確性，在實驗開始前，對實驗臺所有設備進行了標定。

表1 測量儀器及其精度Table 1 Measuring instrument and accuracy

此外，擬合3 個熱電偶溫度分布斜率的最大不確定度為±0.02；熱電偶的位置由加工工藝決定，不確定度為±0.1 mm；熱導率不確定度為0.05 W/(m·K)；考慮T3測點截面距離加熱棒近且加熱棒非對稱布置，經FLUENT數值模擬，額外引入T3測點不確定度±0.35℃。則根據誤差傳遞公式[32]，在實驗范圍內，熱沉表面溫度最大不確定度為±0.9℃，熱通量、表面?zhèn)鳠嵯禂底畲笙鄬Σ淮_定度分別為±4.2%、±5.9%。

3 結果與討論

為研究超聲浸液式噴霧冷卻傳熱的影響因素及傳熱規(guī)律，在一定流量、噴霧高度以及浸液水量等條件下，施加固定頻率20 kHz 的超聲波，多次調節(jié)加熱功率，進行穩(wěn)態(tài)實驗。

3.1 不同壓力下超聲對浸液式噴霧冷卻的影響

將噴嘴高度設為距離熱沉表面10 mm，浸液水量高為35 mm（噴霧腔內長度、寬度均為230 mm），通過改變噴霧壓力（0.1、0.2、0.3、0.4、0.5 MPa）進行多次實驗。當加熱塊上3個測點的溫度都達到穩(wěn)定時（單次實驗加熱時長在30～60 min 范圍內），記錄數據；再繼續(xù)加大電壓，電壓從60 V 調節(jié)至110 V，以10 V 為一個單位進行調節(jié)，重復實驗。通過擬合得出穩(wěn)定條件下的熱通量和熱沉表面溫度，再計算出表面?zhèn)鳠嵯禂?，由此得到不同熱流下表面?zhèn)鳠嵯禂导盁岢帘砻鏈囟入S噴霧壓力的變化如圖3所示。

從圖3中可以看出，隨著噴霧壓力升高，表面?zhèn)鳠嵯禂瞪?，熱沉表面溫度下降；當噴霧壓力較小即噴霧流量較小時，超聲浸液式表面?zhèn)鳠嵯禂荡笥诮菏剑浑S著噴霧壓力提高，超聲對于噴霧冷卻的貢獻逐步降低，甚至在熱通量較小時起到惡化效果。為分析惡化原因，在未加噴霧的恒定水浴內開啟超聲裝置，水浴內水溫變化如圖4所示。

圖3 不同熱流下傳熱系數與熱沉表面溫度隨噴霧壓力的變化Fig.3 Variation of surface heat transfer coefficient and surface temperature with spray pressure under different heat fluxes

從圖4可以看出，在只施加超聲的條件下，浸液水溫隨著時間在不斷升高，可見超聲耗散熱效應對水溫影響較大，在一定程度上會惡化傳熱。

圖4 浸液水溫變化Fig.4 Change of immersed liquid temperature

在研究噴霧壓力對超聲浸液式噴霧冷卻的影響實驗中，為了更好地比較超聲浸液式噴霧與浸液式噴霧之間的換熱效果，定義換熱提升比例ε如下：

式中，hi，u表示超聲浸液式表面?zhèn)鳠嵯禂?；hi表示浸液式表面?zhèn)鳠嵯禂怠Ｔ诓煌瑖婌F壓力下?lián)Q熱提升百分比ε如圖5所示。

圖5 不同噴霧壓力下浸液超聲式對浸液式的換熱強化效果Fig.5 Heat transfer enhancement effect of immersed ultrasonic type versus immersed type under different spray pressures

從圖5 可以看出，在本文所研究的熱通量范圍內，在噴霧壓力為0.1 MPa，熱通量為45 W/cm2時，超聲浸液式相比浸液式換熱強化了3.3%；當熱通量為150 W/cm2時，超聲浸液式相比浸液式換熱強化了14.4%。當熱通量在45～100 W/cm2，噴霧壓力高于0.3 MPa 時，浸液式噴霧冷卻施加超聲，換熱能力反而惡化。這是由于：在液體中施加超聲波，聲壓梯度會使液體形成非周期性聲流，同時會產生空化泡，空化泡高速脈動還會使得泡外液體形成湍流或環(huán)流，另外空化泡在壁面附近破裂會形成噴注，上述機制均有利于降低熱沉表面邊界層厚度強化換熱；當噴霧壓力較小如0.1 MPa 時，霧化流沖擊熱沉表面的速度不高，熱邊界層較厚，此時輔以超聲有利于減小邊界層厚度，從而可有效提升換熱能力；而當噴霧壓力較高如0.5 MPa 時，噴霧液滴進入水中的數量以及速度大幅增加，超聲強化換熱機制與噴霧強化機制從本質上有所重疊，霧化流速度的進一步提升對換熱提升有限，反而由于超聲在液體中傳播時存在熱耗散效應，惡化換熱。

另外，從圖5 中可以看出，隨著噴霧壓力升高，強化比并非完全遵循遞減規(guī)律，強化比計算除受不確定度影響以外，還受限于現有實驗裝置浸液溫度控制手段，在不同的強化對比點，主浸液區(qū)溫度存在約±1.5℃的波動。

3.2 不同熱通量下超聲對浸液式噴霧冷卻的影響

為研究熱通量對超聲浸液式噴霧冷卻性能的影響，采用與上述相同的實驗條件和方法，得到不同噴霧壓力條件下表面?zhèn)鳠嵯禂惦S熱通量變化如圖6所示。

圖6 不同噴霧壓力下對流表面?zhèn)鳠嵯禂惦S熱通量的變化Fig.6 Variation of convective surface heat transfer coefficient with heat flux density under different spray pressures

從圖6中可以看出，隨著熱通量增加，相同壓力下表面?zhèn)鳠嵯禂堤岣?；當噴霧壓力較小時，熱通量越高，超聲對浸液式噴霧冷卻的換熱效果提升越明顯；當噴霧壓力較高時，熱通量提高，超聲并不會提升浸液式噴霧冷卻性能。這是由于：熱通量的提高會導致熱沉表面溫度升高，此時熱沉表面熱邊界層溫度梯度增大，熱邊界層與主液區(qū)之間的熱對流能力隨之增強，超聲聲流有助于進一步提升熱對流能力，同時熱邊界層溫度升高也有利于形成更多的空化泡。

另外從圖中也可以看出，在相同的換熱能力下，噴霧壓力較低時，施加超聲有助于減小噴霧流量。實驗中所選用噴嘴的流量與壓力變化關系如式（7）所示：

式中，Q為噴霧流量，L/min；p為噴霧壓力，MPa。定義噴霧流量相對節(jié)約比例μ如下：

式中，Qi，u表示在相同換熱性能時噴霧流量;Qi表示浸液式噴霧流量。噴霧流量相對節(jié)約百分比μ隨熱通量變化如圖7所示。

從圖7 可以看出，在無沸騰區(qū)給定的熱通量范圍內，當噴霧壓力（噴霧流量）較低時，超聲浸液式能節(jié)省冷卻工質流量，且噴霧壓力為0.1 MPa、0.2 MPa 節(jié)省流量的效果要優(yōu)于0.3 MPa、0.4 MPa，在0.3 MPa 與0.4 MPa 條件下甚至會使用更多的流量。隨著熱通量的增加，較低噴霧壓力下噴霧流量相對節(jié)約百分比總體趨勢為不斷增加。

圖7 噴霧流量相對節(jié)約比例隨熱通量的變化Fig.7 The change of spray flow rate saving percentage with heat flux density

3.3 不同高度下超聲對浸液式噴霧冷卻的影響

為進一步驗證浸液式噴霧冷卻強化換熱與超聲強化換熱機制之間的相互關系，改變噴嘴高度H（10、12、14、16、18 mm），可間接調節(jié)霧化流沖擊熱沉表面的速度和有效流量，保證超聲施加方式不變，可得到不同噴霧壓力和熱通量下表面?zhèn)鳠嵯禂惦S噴霧高度的變化，如圖8所示。

從圖8可以看出，在給定的熱通量范圍內，隨著噴霧高度的增加，超聲浸液式與浸液式的傳熱系數都會減小。對于浸液式，從10 mm 高度升至14 mm，其傳熱系數下降幅度較小，從14 mm 到18 mm高度下降幅度較大；超聲浸液式能減小表面?zhèn)鳠嵯禂到档头取．攪婌F高度較高（18 mm）時，在不同的噴霧壓力下，超聲浸液式的表面?zhèn)鳠嵯禂刀即笥诮菏?，反映出超聲浸液式噴霧都能起到強化換熱的效果，且隨著熱通量的升高，強化效果越強。

圖8 不同熱通量下對流表面?zhèn)鳠嵯禂惦S噴霧高度的變化Fig.8 Variation of convective surface heat transfer coefficient with spray height under different heat flux density

在不同噴霧高度下，超聲浸液式對浸液式的換熱提升比例ε如圖9所示。

圖9 不同噴霧高度下浸液超聲式對浸液式的換熱強化效果Fig.9 Heat transfer enhancement effect of immersed ultrasonic type versus immersed type at different heights

從圖9可以看出，在不同的噴霧壓力下，隨著噴霧高度的升高，超聲浸液式換熱提升比例ε都在不斷升高，即噴霧高度增加后，超聲浸液式噴霧冷卻的強化效果更強（如在噴霧壓力0.1 MPa，熱通量（152±2）W/cm2條件下，ε從10 mm 高度時的14.4%提升至18 mm 高度時的29.1%）。這是由于當噴嘴距離熱沉表面較高時，噴霧工質從噴嘴噴出后其受到的阻力較大，液滴的速度減小導致較少的噴霧工質降落到熱沉表面，且噴霧液滴帶來的擾動較小，與超聲的空化機制以及聲流機制抵消的較小，超聲浸液式相比浸液式換熱效果有較大的提升。

3.4 超聲強化浸液式噴霧冷卻的機理分析

超聲在液體中傳播時，由于聲壓梯度的存在，往往會使液體引起一種非周期性的運動，即所謂聲流；同時液體中的成核點在超聲作用下會形成空化泡，空化泡在近壁面處潰滅會形成噴注，同時空化泡的高速脈動也會引起周圍液體湍動，即所謂聲微流[25]。噴霧有助于在液體中引入更多的成核點，并在超聲作用下空化進一步破壞熱邊界層，促進換熱。在噴霧壓力較低或噴霧高度較高時，液流沖擊熱沉表面速度低，超聲聲流對液流速度提升較大，從而導致超聲具有較高的換熱提升效果。隨著熱通量提升，熱沉表面溫度逐步升高，導致熱邊界層溫度升高，根據空化泡形成機理[25]，液體溫度的升高更有利于生成更多的空化泡，并利用聲微流和噴注機制減小熱邊界層厚度，提升噴霧冷卻效果。

超聲在液體中傳播時還會存在熱耗散效應，導致主浸液區(qū)和熱邊界層溫度升高，盡管本文實驗已通過旁通冷流體控制主浸液區(qū)溫度，但是在熱邊界層的熱耗散效應無法消除，導致熱邊界層溫度升高，惡化噴霧冷卻換熱。超聲強化換熱機制與噴霧冷卻換熱機制存在重疊，當噴霧冷卻能力較強時，即低熱流或大噴霧流量下，超聲強化換熱機制被削弱，熱效應惡化機制凸顯。

4 結 論

本文研究了浸液超聲狀態(tài)下閉式噴霧冷卻傳熱的影響因素及傳熱規(guī)律，在一定的噴霧壓力、噴霧高度以及超聲等條件下，得到如下結論。

（1）增加噴霧壓力（噴霧流量增加）可有效提升表面?zhèn)鳠嵯禂?，當壓力超過一定值時，超聲浸液式相比浸液式的強化換熱作用減弱，甚至會惡化傳熱。

（2）最佳噴霧高度10 mm 下，在噴霧壓力0.1 MPa 時，以浸液噴霧為參照，隨著熱通量升高，超聲強化噴霧冷卻能力得到提升，最高強化比14.4%。

（3）隨著噴霧高度的增加，由于浸液阻力作用使得液流沖擊速度減小，導致無論浸液式還是超聲浸液式噴霧冷卻的換熱效果都會降低。在噴霧高度18 mm 時，超聲對浸液式噴霧冷卻的強化比達29.1%。

符 號 說 明

a——截距

b——溫度分布斜率

H——噴嘴高度，mm

h——表面?zhèn)鳠嵯禂?，W/(m2·K)

p——噴霧壓力，MPa

Q——噴霧流量，L/min

q——熱通量，W/cm2

Tin,Tw——分別為噴霧工質入口溫度與熱沉表面溫度，℃

T1,T2,T3——分別為熱電偶1、2、3測點溫度，℃

t——測試時間，min

λ——熱導率，W/(m·K)

ε——換熱提升比例，%

μ——噴霧流量相對節(jié)約比例，%

下角標

i——浸液式噴霧冷卻

i,u——超聲浸液式噴霧冷卻