低沸點(diǎn)工質(zhì)逆流連通微通道沸騰傳熱均溫性的實(shí)驗研究

王東玉，洪芳軍，許錦陽

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

0 引言

兩相微通道熱沉的傳熱系數(shù)高、傳熱面積大，具有極強(qiáng)的傳熱性能[1-3]，是解決小空間、高功率電子器件散熱問題的最有效解決方案之一，在數(shù)據(jù)中心、新能源汽車、航空航天和空調(diào)系統(tǒng)[4]等領(lǐng)域也具有廣泛的應(yīng)用。

近年來，針對兩相微通道傳熱系數(shù)的強(qiáng)化研究非常豐富，設(shè)計新型側(cè)壁面和通道底部結(jié)構(gòu)是廣為應(yīng)用的強(qiáng)化方法。LI 等[5]和YANG 等[6]利用輔助通道和噴嘴，向微通道噴射液體引發(fā)摻混并提供汽化核心，從而提升傳熱系數(shù)（Heat Transfer Coefficient，HTC）。MA 等[7]提出了連通微通道，將分隔的平行通道通過狹窄的溝槽連接起來，使沸騰氣泡頻率顯著增大，通道間有序協(xié)調(diào)的沸騰可以周期性地潤濕側(cè)壁面，大幅提升了HTC。MA等[8]提出了鋸齒形微通道，增加了通道內(nèi)的擾動并維持穩(wěn)定的液膜，防止燒干，高熱流密度下各項傳熱性能均表現(xiàn)出色。GAO 等[9]研究了鋸齒方向的影響，指出正向鋸齒微通道內(nèi)汽泡數(shù)量更多，進(jìn)而HTC 更大。XIA 等[10]提出正弦波形微通道，實(shí)驗發(fā)現(xiàn)該結(jié)構(gòu)的傳熱性能大幅提升，相比傳統(tǒng)微通道HTC 提升了100%。LI 等[11]實(shí)驗研究了具有三角形溝槽和方形針肋的微通道，此結(jié)構(gòu)在沸騰狀態(tài)下可以維持液膜、增加擾動并打破氣泡，從而提升了傳熱性能。張弛等[12]仿真研究了近三角形微通道，發(fā)現(xiàn)其傳熱性能比圓形管道差，原因在于近三角形結(jié)構(gòu)中液膜容易燒干。HE 等[13]在微通道的底部燒結(jié)銅絲，形成的間隙提供汽化核心，提升了HTC。LI 等[14]和YANG 等[15-16]在硅基微通道內(nèi)生長出硅納米線，其中的汽化核心更多，有效提升了傳熱性能。

值得注意的是，雖然關(guān)于提高微通道沸騰HTC 的研究很多，但是關(guān)于加熱壁面溫度均勻性研究很少。實(shí)際上，在兩相微通道內(nèi)，工質(zhì)干度的沿程變化將導(dǎo)致兩相傳熱系數(shù)存在巨大差異，引起均溫性惡化。當(dāng)溫度不均勻時，電子器件的工作性能下降且有發(fā)生斷裂的風(fēng)險[17-18]。針對這一現(xiàn)象，近年來研究人員提出了不同形式的微通道，旨在提高均溫性，采用的方法大致可以歸為兩大類：調(diào)節(jié)局部冷卻性能和改變流動方式。調(diào)節(jié)局部冷卻性能的方法主要包括采用變疏密度肋片和分形樹狀微通道。RUBIO-JIMENEZ 等[19]在流動方向上布置變疏密度的肋片，仿真結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)有助于改善均溫性，在230 W/cm2下的溫度梯度為1.63 ℃/mm。PENCE 等[20]提出了一種分形樹狀微通道，并與分形平直通道進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)前者在溫度均勻性方面表現(xiàn)更加出色。改變冷卻工質(zhì)的流動方式主要包括雙層微通道和逆流微通道。VAFAI 等[21]提出了一種雙層微通道，對比發(fā)現(xiàn)該結(jié)構(gòu)的溫度均勻性優(yōu)于傳統(tǒng)的單層微通道。MISSAGGIA[22]提出了逆流微通道，與順流微通道相比，逆流微通道的熱擴(kuò)散作用明顯改善了溫度均勻性。JIANG 等[23]對逆流漸擴(kuò)微通道內(nèi)的流動沸騰進(jìn)行了實(shí)驗研究，指出逆流漸擴(kuò)微通道的溫度均勻性優(yōu)于順流漸擴(kuò)微通道。然而上述關(guān)于微通道均溫性改善的研究，大都是針對單相水冷，專門針對兩相微通道均溫性改善的研究還很少，且為數(shù)不多的兩相微通道均溫性研究也是以水為工質(zhì)。水在常壓下沸點(diǎn)、凝固點(diǎn)較高，具有導(dǎo)電性，在很多的散熱場景下并不適用。低沸點(diǎn)介電工質(zhì)可以彌補(bǔ)以上不足，但相關(guān)的研究卻較少。

針對目前低沸點(diǎn)介電工質(zhì)兩相微通道均溫性研究的不足，本文以R1233zd(E)（常壓下沸點(diǎn)18 ℃）為工質(zhì)，在現(xiàn)有逆流微通道結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，提出一種新型的逆流連通微通道（Counter-flow Interconnected Microchannel，CFIM），并且與傳統(tǒng)的順流微通道（Concurrent Microchannel，CCM）和逆流微通道（Counter-flow Microchannel，CFM）進(jìn)行對比實(shí)驗，驗證了CFIM 在溫度均勻性上的優(yōu)勢，并深入分析了原因。

1 實(shí)驗裝置和方法

1.1 兩相泵流體回路

圖1 所示為本文搭建的微通道流動沸騰測試系統(tǒng)原理。系統(tǒng)安裝后，先充灌工質(zhì)R1233zd(E)，并去除不凝性氣體，具體步驟如下：關(guān)閉閥門A和B，將工質(zhì)注入儲液罐，接著將儲液罐以外的所有管路和部件通過真空泵抽真空；然后打開閥門A和B，關(guān)閉閥門C，啟動齒輪泵，使工質(zhì)在管路系統(tǒng)中循環(huán)，當(dāng)工質(zhì)流經(jīng)儲液罐時，由于重力作用，氣體（包括R1233zd(E)蒸氣和殘余的不凝性氣體）將位于儲液罐上部，液態(tài)R1233zd(E)將位于儲液罐下部；最后，關(guān)閉閥門A 和閥門B，打開閥門C，將儲氣罐與泵流體回路隔離，保證回路中只含有液態(tài)R1233zd(E)。正式實(shí)驗時，液態(tài)工質(zhì)在齒輪泵（Micropump-GB）處獲得機(jī)械能，流經(jīng)質(zhì)量流量計（Bronkhorst-M15-AGD-99-0-S），通過顆粒過濾器去除雜質(zhì)后進(jìn)入測試段吸收熱量，發(fā)生相變后變成氣液兩相，然后進(jìn)入板式換熱器，被冷側(cè)回路上的去離子水冷卻到預(yù)設(shè)溫度后返回齒輪泵，從而完成一次循環(huán)。

圖1 泵驅(qū)動兩相流體回路系統(tǒng)

實(shí)驗通過調(diào)節(jié)齒輪泵直流驅(qū)動電機(jī)的輸入電壓控制工質(zhì)的流量，改變壓力罐的氮?dú)鈮毫刂茰y試段背壓，調(diào)節(jié)冷水機(jī)的冷卻水溫控制測試段入口溫度。在測試段前后安裝鎧裝熱電偶，測量入口和出口的工質(zhì)溫度。在測試段出口安裝壓力傳感器（GE-PMP5075）測量背壓。所有測量信號（含后文測試段內(nèi)熱電偶）通過采集器（Agilent-34970A）獲取，并將其輸入電腦進(jìn)行記錄。

1.2 測試段

測試段包括微通道熱沉和加熱熱源兩部分。本文研究的微通道熱沉包括順流和逆流兩大類，雖然其流動分配結(jié)構(gòu)有很大不同，但兩者底面幾何尺寸相同，因此可使用同一加熱熱源。

圖2(a)所示為順流微通道熱沉，包括上蓋板（316 不銹鋼）、視窗（石英玻璃）、微通道（紫銅）、流體腔（316 不銹鋼）和絕熱層（Poly-Ether-Ether-Ketone，PEEK）。上述組件通過螺栓連接，利用O 型密封圈密封。入口腔中挖出一圈凹槽，放置一層不銹鋼金屬絲網(wǎng)，以均勻分配進(jìn)入各微通道的流量。在入口和出口處焊接不銹鋼管，通過卡套和環(huán)路系統(tǒng)的管道連接。

圖2 測試段結(jié)構(gòu)

圖2(b)為逆流微通道熱沉，由上蓋板（鋁合金）、入口層（鋁合金）、分配層（石英玻璃）、出口層（PEEK）、微通道（紫銅）和絕熱層（PEEK）組成，各部件同樣由螺栓緊固并采用O 型圈密封。

加熱熱源如圖2(c)所示，由底板（合成石）、隔熱層（PEEK）和加熱銅塊（紫銅）組成。加熱銅塊底部插入電加熱棒以提供熱流，通過改變兩端電壓，調(diào)節(jié)熱流密度。在加熱銅塊的上部布置了兩層熱電偶，用于估算熱流密度（具體方法見后文）。加熱銅塊上端面尺寸為30 mm×14 mm，粘貼硅脂墊片后與微通道熱沉的底面緊密接觸。

CCM 的結(jié)構(gòu)和幾何尺寸如圖3(a)所示。通道寬度Wc=1 mm，壁厚Ww=1 mm，高度H=4 mm，長度L=30 mm，微通道總寬度W=14 mm。CFM 的結(jié)構(gòu)和幾何尺寸如圖3(b)所示，其通道寬度、壁厚、高度和長度與CCM 相同，通道入口處擋板的厚度為0.5 mm，并有一個半徑為0.5 mm的圓角。CFIM如圖3(c)所示，其通道寬度、壁厚、高度和長度與上述微通道相同，連通槽的寬度Ws=0.5 mm，間距Ss=4.5 mm。

圖3 微通道尺寸結(jié)構(gòu)

上述微通道熱沉的底部開淺槽，用于布置線裝熱電偶，其測點(diǎn)位置如圖4 所示。沿流動方向，第一個測點(diǎn)距入口3.0 mm，各測點(diǎn)間隔6.0 mm，用于測量熱沉基底溫度并評估均溫性。

圖4 熱電偶布置位置

1.3 數(shù)據(jù)整理方法

加熱銅塊的側(cè)面和底面都由絕緣材料進(jìn)行保溫，其向周圍環(huán)境的散熱可忽略，因此，加熱銅塊中的熱傳導(dǎo)可假設(shè)為一維穩(wěn)態(tài)，根據(jù)傅里葉定律計算得到平均熱流密度：

如圖2(c)所示，t2-i是上層7 個熱電偶的溫度測量數(shù)據(jù)，t1-i是下層7 個熱電偶的溫度測量數(shù)據(jù)，Δz1=4 mm 是兩層熱電偶之間的垂直距離，具體位置如圖2(c)所示；k=380 W/(m·K)是加熱銅塊（紫銅）的導(dǎo)熱系數(shù)。

以微通道基底的最大溫差作為衡量溫度均勻性的標(biāo)準(zhǔn)：

式中，tb-i,max和tb-i,min分別是微通道基底溫度tb-i中的最大值和最小值，℃。

為了描述運(yùn)行工況，定義工質(zhì)的入口過冷度Δtsub和質(zhì)量流率G：

式中，tsat為飽和溫度，℃；tin為入口溫度，℃；m為質(zhì)量流量，kg/s；N為微通道數(shù)量；Ac為單個微通道垂直于流動方向的截面積，m2。

本文中所涉及的物理參數(shù)的不確定度包括直接測量參數(shù)和間接測量參數(shù)。直接誤差包括基底溫度誤差±0.2 ℃，入口溫度誤差±0.5 ℃，出口壓力誤差為±0.2 kPa，質(zhì)量流量誤差為±1%。間接誤差的計算采用MOFFAT[24]提出的誤差傳遞法獲得：

式中，UR為參數(shù)R的不確定度，Xi為參數(shù)R的自變量，δXi為自變量Xi的不確定度。通過計算得到熱流密度q的不確定度為±(0.58～11.3)%，最大誤差產(chǎn)生于最小熱流密度q≈9 W/cm2，在較高熱流密度q下誤差較低，進(jìn)入沸騰狀態(tài)后，熱流密度q的不確定度Uq的絕對值小于5.6%。

2 實(shí)驗結(jié)果與討論

本文研究的測試段背壓控制在215 kPa，對應(yīng)R1233zd(E)工質(zhì)的飽和溫度為40 ℃，工質(zhì)入口溫度為20 ℃，質(zhì)量流率為286、429 和608 kg/(m2·s)。由于保溫材料的耐溫性限制，實(shí)驗中的最大熱流密度為190 W/cm2。對于CFM 和CFIM，熱流過高時出現(xiàn)了沸騰不穩(wěn)定性，導(dǎo)致測點(diǎn)溫度波動，由于本文只分析穩(wěn)定工況，所以其最大熱流密度稍小。需要指出的是，CCM 微通道的沸騰穩(wěn)定性好于其它兩種微通道的原因可能在于其入口安裝了金屬絲網(wǎng)，對于每個通道進(jìn)行了入口限制，有利于抑制沸騰不穩(wěn)定性。

2.1 熱沉基底溫度分布規(guī)律

圖5 所示為CCM 的基底溫度分布情況。圖5中x=0 mm 代表入口，x=30 mm 代表出口，從左到右依次為tb-1～tb-5，選取的熱流密度分別為單相階段、過熱度較低的沸騰發(fā)展階段和過熱度較高的沸騰充分發(fā)展階段。1）在單相階段，基底溫度沿流動方向逐漸增大直至充分發(fā)展；2）在沸騰發(fā)展階段，沿流動方向CCM 基底溫度先升高后降低，tb-2是溫度最高值，原因是在tb-2附近發(fā)生了單相到兩相的轉(zhuǎn)變。

圖5 CCM 的基底溫度分布

圖6 所示為CCM 內(nèi)沿程流體溫度。流體在單相區(qū)域不斷被加熱，溫度逐漸升高，而在兩相區(qū)域由于摩擦阻力，兩相工質(zhì)的壓力不斷降低，對應(yīng)的飽和溫度也不斷降低，兩方面因素導(dǎo)致轉(zhuǎn)變點(diǎn)處流體溫度最高。

圖6 CCM 內(nèi)沿程流體溫度

另外，此處位于單相段的尾端，邊界層較厚且傳熱系數(shù)低，流體溫度高且傳熱系數(shù)低導(dǎo)致此處基底溫度最高。在沸騰充分發(fā)展階段，趨勢與沸騰發(fā)展階段近似，差別是此時tb-5明顯低于tb-4，原因在于高熱流密度下微通道內(nèi)沿程壓降增大，使tb-5的飽和溫度更低，對應(yīng)的基底溫度也更低。

CFM 的基底溫度分布如圖7 所示。由圖7 可知：在單相階段，基底溫度逐漸增大，在tb-5處基本維持不變。根據(jù)CFM 內(nèi)的流動與傳熱如圖8 所示。由圖8 可知：tb-5處與其它通道的入口相鄰，而入口處流體溫度低且傳熱系數(shù)高，相鄰?fù)ǖ篱g的流體可以通過側(cè)壁面進(jìn)行熱交換，平衡兩者的溫度，另一方面相鄰?fù)ǖ赖幕诇囟容^低，通過紫銅的熱擴(kuò)散作用，基底溫度也會得到平衡。

圖7 CFM 的基底溫度分布

圖8 CFM 內(nèi)流動與傳熱

在沸騰發(fā)展階段，CFM 的基底溫度先升高后降低且最低溫度為tb-1，但最高溫度出現(xiàn)在tb-4，這是因為CFM 的流動方式更像是微通道與射流相結(jié)合，其中射流帶來了較大的擾動，且距離入口越近，該擾動越強(qiáng)烈，傳熱能力也越強(qiáng)，即沿程溫度增大，最高溫度將出現(xiàn)在tb-5處；但是將其與逆流布置相結(jié)合，形成逆流微通道，此時通道出口緊挨相鄰?fù)ǖ赖娜肟?，而入口處流體為過冷狀態(tài)，使通道出口的兩相流體被相鄰?fù)ǖ廊肟诘倪^冷流體冷卻，通道側(cè)壁可以維持液膜，增強(qiáng)了沸騰補(bǔ)液，進(jìn)而強(qiáng)化了通道出口處的流動沸騰傳熱，同時受相鄰?fù)ǖ赖臒釘U(kuò)散作用的影響，共同導(dǎo)致tb-5有所降低。在沸騰充分發(fā)展階段，其整體趨勢與沸騰發(fā)展階段相似，僅熱流密度的增大使各點(diǎn)之間的差距更為明顯。

圖9 所示為CFIM 的基底溫度分布。由圖9 可知：在單相階段，tb-3處有明顯降低，其原因可根據(jù)圖10 解釋，即在CFIM 中，連通槽兩側(cè)的壓差引發(fā)了相鄰?fù)ǖ篱g流體的摻混，打斷了持續(xù)發(fā)展的邊界層，增加了擾動，并且可以平衡微通道內(nèi)流體溫度，使tb-3有所降低。

圖9 CFIM 的基底溫度分布

圖10 CFIM 內(nèi)流動與傳熱

在沸騰發(fā)展階段，總體趨勢呈“M”型，這是因為tb-2、tb-4、tb-5處都有一定程度的摻混，干度均勻且較低，沸騰比較緩慢，傳熱系數(shù)較低，其溫度也較高，而tb-3處幾乎沒有摻混，干度較高，沸騰更加劇烈，因此tb-3處傳熱能力較強(qiáng)，溫度較低；此外，tb-1較低是因為當(dāng)?shù)亓黧w溫度低，而tb-5溫度低于tb-4是得益于相鄰?fù)ǖ懒黧w的摻混、側(cè)壁面的熱交換，以及銅基的熱擴(kuò)散作用。在沸騰充分發(fā)展階段，曲線形狀變?yōu)椤癡”型，表現(xiàn)為tb-1與tb-5相比于其它值出現(xiàn)了一定的升高，這是因為原本tb-1與tb-5較低是由于流體溫度較低，而在熱流密度較高時，整體溫度均維持在飽和溫度附近，導(dǎo)致tb-1與tb-2、tb-4與tb-5相差較小。

2.2 微通道基底最大溫差

圖11 所示為三種微通道的基底最大溫差與熱流密度的關(guān)系，沸騰起始點(diǎn)（Onset of Nucleate Boiling，ONB）根據(jù)可視化和沸騰曲線判定，若沸騰曲線斜率增大，且出現(xiàn)氣泡，則發(fā)生沸騰。分析比較各微通道的均溫性：1）在單相階段，CFIM 的均溫性最好，CFM 次之，CCM 最差。這是因為在CFM 和CFIM 中，相鄰?fù)ǖ赖牧鲃臃较蛳喾矗瑴囟炔煌牧黧w通過通道側(cè)壁面進(jìn)行傳熱，使得整個流體域的溫度近似，基底之間的熱擴(kuò)散也有利于均溫性。由于CFIM 在CFM 的基礎(chǔ)上，增加了連通槽，相鄰?fù)ǖ篱g的流體可以直接進(jìn)行摻混，流體溫度更加均勻，因此CFIM 均溫性更強(qiáng)；2）在ONB之后（沸騰狀態(tài)），CFIM的均溫性仍最好，但是CFM 反比CCM 差；以G=429 kg/(m2·s)流量為例，q=144 W/cm2時CFIM 的基底最大溫差為3.7 ℃，比CFM和CCM分別低9.6 ℃和5.8 ℃。當(dāng)進(jìn)入沸騰傳熱狀態(tài)時，相鄰?fù)ǖ篱g的流體溫度都是飽和溫度，因此對于CFM，通過側(cè)壁面的傳熱效果變得微乎其微，只能通過相鄰?fù)ǖ阑字g的熱擴(kuò)散進(jìn)行均溫，同時在CFM 中，每個通道的入口為射流進(jìn)入，傳熱極強(qiáng)，使此處溫度明顯較低，因此導(dǎo)致CFM 的均溫性反而比CCM 差。CFIM 由于存在連通溝槽，相鄰?fù)ǖ乐g不同干度的流體相互摻混，使整個流體區(qū)域的干度較為接近，對于微通道流動沸騰，干度是影響傳熱系數(shù)的最重要因素之一，因此整個基底的傳熱性能較為接近，彌補(bǔ)了CFM 結(jié)構(gòu)在沸騰傳熱狀態(tài)時無法發(fā)揮優(yōu)勢的問題，且摻混的熱效率遠(yuǎn)大于導(dǎo)熱，比CCM 和CFM 具有更均勻的溫度分布。

圖11 微通道基底最大溫差的比較

此外，各微通道的基底最大溫差曲線形狀近似。在不同的熱流密度范圍內(nèi)，基底最大溫差隨熱流密度的變化趨勢有所不同，大致可以將其分為三個階段。圖12 以CCM，G=429 kg/(m2·s)為例描繪劃分方法：在單相階段（ONB 之前），基底最大溫差基本隨熱流密度線性增加；在沸騰發(fā)展階段（ONB 之后且過熱度較低），基底最大溫差的增長較為緩慢，甚至不變或降低；在沸騰充分發(fā)展階段（過熱度較高），隨熱流密度的增大，均溫性迅速惡化。在單相階段，各點(diǎn)的對流傳熱系數(shù)受熱流密度影響很小，因此各測點(diǎn)溫度隨熱流密度增大的幅度不同，導(dǎo)致在單相階段，基底最大溫差均隨熱流密度線性增大。從單相傳熱階段過渡至沸騰發(fā)展階段后，如圖11 所示，CCM 和CFIM的基底最大溫差略有下降，CFM 則上升趨勢變得緩慢，均溫性都得到了一定程度的改善。其中原因在于，在單相階段，原本基底最高溫度處，流體溫度也最高，此處最容易達(dá)到飽和溫度并發(fā)生沸騰，進(jìn)而使傳熱系數(shù)增大，基底溫度也隨之降低，最終表現(xiàn)為基底最大溫差的降低。在沸騰充分發(fā)展階段，基底最大溫差也隨熱流密度增大而增大，原因在于傳熱系數(shù)的沿程分布未發(fā)生明顯變化；值得注意的是，CFIM 在此階段下的斜率稍低，這是因為流動沸騰時微通道的沿程壓降隨熱流密度增大而增大，進(jìn)而使CFIM 中連通槽兩側(cè)的壓差增大，這意味著相鄰?fù)ǖ篱g的摻混得到加劇，因此均溫性受熱流密度影響的程度相對較小。

圖12 傳熱階段劃分

3 結(jié)論

本文以 R1233zd(E)為工質(zhì)，對順流微通道（CCM）、逆流微通道（CFM）和逆流連通微通道（CFIM）進(jìn)行了對比實(shí)驗研究，主要關(guān)注熱沉基底溫度分布情況和基底最大溫差，得出如下結(jié)論：

1）CFIM 的逆流布置和連通槽有效地增強(qiáng)了不同干度流體之間的摻混，平衡了干度，使其均溫性得到了顯著的強(qiáng)化；在G=429 kg/(m2·s)和q=144 W/cm2下，基底最大溫差僅3.7 ℃，相比于CFM 和CCM 分別降低了9.6 ℃和5.8 ℃；

2）熱沉基底沿程溫度分布表明，在單相階段，基底溫度基本逐漸增大直至充分發(fā)展；在沸騰階段，CCM 和CFM 的基底溫度呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢，而CFIM 的基底溫度最低點(diǎn)產(chǎn)生于中心位置而其它各點(diǎn)溫度相近；

3）隨熱流密度增大，根據(jù)均溫性的變化趨勢，可以分為單相階段、沸騰發(fā)展階段和沸騰充分發(fā)展階段；在單相階段和沸騰充分發(fā)展階段，隨熱流密度增大，均溫性惡化；在沸騰發(fā)展階段，均溫性受熱流密度影響相對較小。