孔令健，劉志剛，季璨，江亞柯

(齊魯工業(yè)大學(xué)(山東省科學(xué)院)，山東省科學(xué)院能源研究所，山東 濟南 250014)

為了保證大功率微電子芯片的正常運行，微空間高效散熱[1-3]已成為傳熱領(lǐng)域的熱點問題。其中，微肋陣通道具有較高的面體比和換熱效率，其流動換熱特性[4-6]受到各國學(xué)者的關(guān)注。作為通道內(nèi)單相與兩相流動的分界點，沸騰起始點(onset of nucleate boiling，ONB)前后流動與傳熱特性均發(fā)生了很大變化。因此，準(zhǔn)確確定沸騰起始點對研究微通道沸騰傳熱規(guī)律和微空間散熱器設(shè)計具有重要的意義。

國內(nèi)外學(xué)者對微通道內(nèi)沸騰起始點進(jìn)行了詳細(xì)的研究。Ghiaasiaan等[7]對直徑為0.1～1 mm的微型管內(nèi)沸騰起始點進(jìn)行了實驗研究和理論分析，結(jié)果表明，毛細(xì)力抑制了壁面微氣泡的產(chǎn)生，并對微通道內(nèi)沸騰起始點產(chǎn)生了重要影響，同時常規(guī)尺度模型和關(guān)聯(lián)式難以對微通道內(nèi)沸騰起始點的熱流密度進(jìn)行預(yù)測。Qu等[8]在不同的流速和入口溫度范圍內(nèi)對矩形微通道內(nèi)沸騰起始點進(jìn)行了實驗研究，并指出沸騰起始點的熱流密度隨質(zhì)量流量的增大和入口溫度的降低而增大。Liu等[9]通過可視化方法對微通道內(nèi)流動沸騰起始點進(jìn)行了研究，并通過理論分析發(fā)展了沸騰起始點熱流密度和氣泡直徑的預(yù)測模型，該模型的預(yù)測結(jié)果與實驗測量和可視化分析的吻合度較高。Wong等[10]通過數(shù)值模擬分析了沸騰起始點發(fā)生前流體的流動和傳熱特性。結(jié)果表明，在微對流和主流共同作用下形成的波狀流動和循環(huán)流動等流型對過熱邊界層的厚度有很大影響，當(dāng)液體溫度足夠高時氣化核心首先形成于較厚的邊界層中。齊守良[11]以液氮為工質(zhì)，對微通道內(nèi)較高雷諾數(shù)工況下沸騰起始點特性進(jìn)行了研究。對微通道和常規(guī)通道沸騰起始點前后熱流密度、壓降、質(zhì)量流量和壁面溫度的變化特性進(jìn)行了比較分析，并針對高質(zhì)量流速下沸騰起始點壁面過熱度較高的特性對Thom模型進(jìn)行了修正，得到較好的預(yù)測精度。甘云華等[12]以丙酮為工質(zhì)，對三角形截面微通道內(nèi)沸騰傳熱特性進(jìn)行了實驗研究，并發(fā)展了固定壓差條件下以質(zhì)量流速的變化情況為判定依據(jù)的沸騰起始點判定方法。同時，各國學(xué)者還針對不同潤濕性[13]、微納米復(fù)合結(jié)構(gòu)[14]及平行微通道[15-16]內(nèi)沸騰起始點特性開展了詳細(xì)的實驗和理論研究。

綜上所述，研究者們對不同結(jié)構(gòu)微通道內(nèi)沸騰起始點特性進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，并發(fā)展了一系列的沸騰起始點熱流密度預(yù)測關(guān)聯(lián)式。但是，針對微肋陣通道沸騰起始點特性的研究在公開文獻(xiàn)中鮮有報道。本文以去離子水為工質(zhì)，探索不同形狀的微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點壁面溫度和壓降的變化特性，并分析了各系統(tǒng)參數(shù)對沸騰起始點的影響規(guī)律。

1 實驗裝置

圖1為實驗系統(tǒng)示意圖，實驗工質(zhì)為去離子水，實驗系統(tǒng)由高壓氣體供應(yīng)系統(tǒng)、工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。高壓氣體供應(yīng)系統(tǒng)為工質(zhì)流動提供驅(qū)動力，由高壓氮氣瓶、過濾器和調(diào)壓閥等設(shè)備組成。儲液罐中的去離子水在氣體壓力的驅(qū)動下，流經(jīng)過濾器和流量調(diào)節(jié)閥。工質(zhì)的流量由精密微流量計測量，在預(yù)熱器內(nèi)實驗工質(zhì)被加熱至設(shè)定溫度后進(jìn)入微肋陣通道內(nèi)進(jìn)行測試。工質(zhì)流出實驗段后被燒杯回收。實驗過程中工質(zhì)的流量(m)、實驗段進(jìn)出口壓降(ΔP)及工質(zhì)和實驗段溫度(T)由微流量計、差壓變送器和T型熱電偶進(jìn)行測量，上述裝置的電信號均由數(shù)據(jù)采集儀記錄并處理。

本實驗系統(tǒng)中采用一體式加工方式制作了紫銅實驗段，如圖2a所示。在紫銅柱底部均勻銑出9個加熱棒安裝孔，通過直流電加熱棒對實驗通道進(jìn)行加熱。為了測量通道壁面的溫度和熱流密度，在實驗通道底面下部設(shè)置了2排共10個測溫孔，用于安裝T型熱電偶。通道底面與上排測溫孔間距離S1為1.5 mm，兩排測溫孔間距離S2為5 mm。采用704硅膠和有機玻璃片封裝實驗通道，并將封裝后的實驗通道與系統(tǒng)中進(jìn)出口參數(shù)測量模塊相連接。實驗通道中的微肋采用交錯排列方式，如圖2b所示。通道寬W為5.8 mm，長L為40 mm。采用精密機械雕刻機(YF-DA7060)在實驗段的頂部雕刻出圓形、菱形和橢圓形三種形狀的微肋陣通道，如圖2c所示。表1為實驗通道內(nèi)微肋的詳細(xì)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

圖1 實驗系統(tǒng)圖Fig.1 Diagram of the experimental system

圖2 實驗段示意圖Fig.2 Schematic of the experimental section

表1 微肋陣結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Geometric parameters of the micro pin fin mm

2 數(shù)據(jù)處理

實驗系統(tǒng)中微流量計可測得工質(zhì)的質(zhì)量流量，根據(jù)質(zhì)量流量和微肋陣通道最小截面可求得系統(tǒng)最大質(zhì)量流速為：

(1)

式中，m為工質(zhì)的質(zhì)量流量，g/min；A為通道最小截面積，m2。通道最小截面積為：

A=H×(W-n×S)，

(2)

式中，H為通道高度，m；n為通道中各排中微肋數(shù)量的最大值；S為圓形微肋的直徑，菱形和橢圓形微肋的短徑長，m。

本實驗系統(tǒng)中，難以通過直接測量的方法獲得微肋陣通道底面的溫度，因此，根據(jù)加熱棒與通道底面間設(shè)置的兩排熱電偶所測的沿?zé)崃鞣较虻臏囟确植技耙痪S穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱規(guī)律，可得通道底部壁面的溫度為：

(3)

式中，T1、T2分別為下排和上排熱電偶所測的溫度，°C。

根據(jù)傅里葉導(dǎo)熱定律，利用兩排熱電偶處的溫度梯度計算的加熱熱流密度為：

(4)

式中，λ為紫銅的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

本實驗采用Moffat[17]誤差傳遞函數(shù)和系統(tǒng)誤差與隨機誤差的均方根法計算實驗測量的不確定度。實驗系統(tǒng)中質(zhì)量流速的不確定度為0.68%，工質(zhì)進(jìn)出口溫度及通道壁面溫度的不確定度分別為0.25%和0.38%，熱流密度的相對誤差為2.31%。

3 實驗結(jié)果

為了研究微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點特性，本文選取圓形、菱形和橢圓形通道內(nèi)質(zhì)量流速G=292.8～412.2 kg/(m2·s)，工質(zhì)入口溫度Tin=50.6～81.5 °C條件下的實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析對比。

3.1 沸騰起始點確定

圖3為G=292.8 kg/(m2·s)，Tin=81.5 °C時，橢圓形微肋陣通道內(nèi)壁面溫度和壓降隨熱流密度的變化情況。由圖3可知，在沸騰起始點之前，微肋陣通道壁面溫度隨著熱流密度的增大而呈現(xiàn)線性增大的趨勢；隨著壁面溫度的增大，通道內(nèi)的傳熱方式由單相對流傳熱轉(zhuǎn)變?yōu)榉序v傳熱，由于傳熱方式的轉(zhuǎn)變，壁面溫度的變化脫離了線性增長的趨勢。因此，壁面溫度開始脫離線性增長規(guī)律的點為沸騰起始點。同時，沸騰起始點也被定義為通道內(nèi)最早且持續(xù)穩(wěn)定產(chǎn)生氣泡的位置。隨著氣泡在通道內(nèi)產(chǎn)生，通道內(nèi)工質(zhì)的流動狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)闅庖簝上嗔鲃?，通道?nèi)的壓降也隨之增大。比較圖3中溫度和壓降曲線的變化情況可知，二者的變化趨勢轉(zhuǎn)折點相同，通道內(nèi)壓降變化曲線也可作為沸騰起始點的判斷依據(jù)。

圖3 微肋陣通道沸騰曲線Fig.3 Boiling curves formico pin fin heat sink

3.2 沸騰起始點影響因素分析

為了研究微肋陣通道內(nèi)質(zhì)量流速對沸騰起始點的影響，選取入口溫度Tin=81.1 °C時，熱流密度q"=11.1～85.3 W/cm2,菱形微肋陣通道內(nèi)質(zhì)量流速為293.5～412.2 kg/(m2·s)范圍的實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。如圖4所示，隨著質(zhì)量流速的增大，菱形微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點的熱流密度也隨之增大。這主要是因為在單相對流傳熱過程中，當(dāng)質(zhì)量流速較低時，微肋陣通道管壁未被充分冷卻，從而使加熱壁面的溫度更容易達(dá)到臨界值，使沸騰現(xiàn)象在較低的熱流密度條件下即可發(fā)生。在沸騰起始點之后，通道內(nèi)的傳熱方式主要為核態(tài)沸騰傳熱，此時通道內(nèi)傳熱狀況主要受微氣泡行為的影響，單相對流傳熱所占比例越來越小，直至完全消失，所以主流液體的質(zhì)量流速對沸騰傳熱的影響比較小。

圖4 質(zhì)量流量對沸騰起始點的影響Fig.4 Effect of mass flux on ONB

圖5為質(zhì)量流速G=234.4 kg/(m2·s)，熱流密度q"=12.0～244.0 W/cm2時，入口溫度對圓形微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點的影響。由圖可知，工質(zhì)入口溫度越高，沸騰起始點的熱流密度越小。在單相對流過程中，入口溫度越低，過冷液體與加熱壁面間的傳熱溫差越大，從而強化了過冷液體的單相對流傳熱。在高過冷度液體的作用下，加熱面的溫度需在較大的熱流密度條件下才能達(dá)到氣泡產(chǎn)生的臨界條件。在沸騰起始點發(fā)生后，微通道內(nèi)的工況和傳熱方式基本相同，此時入口溫度對通道內(nèi)的傳熱狀況影響較小。詳細(xì)分析圖5可知，入口溫度降低10 °C，沸騰起始點熱流密度將增大7.1 W/cm2，所以入口溫度是沸騰起始點熱流密度的重要影響因素。

圖5 入口溫度對沸騰起始點的影響Fig.5 Effect of inlet temperature on ONB

圖6為質(zhì)量流速G=290.6 kg/(m2·s)，入口溫度Tin=81.5 °C的條件下，微肋形狀對沸騰起始點的影響。如圖所示，在相同工況條件下，圓形微肋陣通道沸騰起始點熱流密度最高，菱形微肋陣通道次之，橢圓形微肋陣通道沸騰起始點熱流密度最小。在上述三種通道中，圓形微肋陣通道單相對流傳熱系數(shù)最大，而橢圓形微肋陣通道最小。在相同的工況條件下橢圓形微肋陣通道壁面的溫度最高，氣化核心最先產(chǎn)生。因此，橢圓形微肋陣通道沸騰起始點熱流密度最低，而圓形通道的熱流密度最高。在核態(tài)沸騰過程中，圓形微肋陣通道的傳熱效率依然高于菱形和橢圓形通道。這主要是因為在三種微肋的寬度相同的情況下，圓形微肋陣通道形成的次級通道的尺寸最大，微氣泡易于脫離；而橢圓形微肋陣通道形成的次級通道最小，氣泡在狹小的空間范圍內(nèi)不易脫離，氣泡在加熱壁面表面形成氣膜阻止了液體工質(zhì)與加熱壁面間的換熱，從而使壁溫迅速上升。

圖6 微肋形狀對沸騰起始點的影響Fig.6 Effect of micro pin fin shapes on ONB

4 結(jié)論

本文對圓形、菱形和橢圓形三種微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點特性進(jìn)行了實驗研究，分析了微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點熱流密度和壁面溫度等參數(shù)的分布特性，并考察了質(zhì)量流速、入口溫度和微肋形狀對沸騰起始點熱流密度的影響。研究結(jié)果表明，通過壁溫法確定的沸騰起始點與壓降變化曲線的轉(zhuǎn)折點相同，即壓降法亦可作為微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點的判定方法；微肋陣通道內(nèi)沸騰起始點熱流密度隨質(zhì)量流速的增大而增大，但是隨著入口溫度的增大而減??；在相同工況條件下，圓形、菱形和橢圓形微肋陣通道沸騰起始點熱流密度依次減小。