梯形微通道氣液分相強化換熱實驗研究

劉廣林， 張 偉* ， 郭明宇， 徐進良,2

(1.華北電力大學能源動力與機械工程學院， 北京 102206； 2.華北電力大學電站能量傳遞轉化與系統教育部重點實驗室， 北京 102206)

隨著微納電子元器件集成度的快速發展，導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，高效冷卻技術是高熱流密度微電子技術發展的難題和研究熱點。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，優勢是具有較大的換熱比表面積。中外學者研究強化微通道換熱方式包括主動式和被動式兩種方式，其中在表面加工不同流道形狀是最常用的被動式微通道強化換熱方式。

在微通道尺寸方面，Saitoh等[7]研究工質R134a在3種不同微通道直徑內沸騰傳熱特性，發現工質在不同壓力系統沸騰時，傳熱系數隨飽和溫度的增大而增加。Steinke等[8]研究當量直徑為0.207 μm的梯形微通道沸騰，發現傳熱系數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律，工質選用去離子水和乙醇，發現槽道尺寸和工質流速對流動傳熱有較大的影響，并得到層流條件下努賽爾數關聯式。

在微通道形狀研究方面，Copetti等[11]研究了工質R134a在水平管內流動沸騰規律，發現工質在低干度時，流密度的增加導致傳熱系數增大；當工質干度較高時，傳熱系數隨工質質量流量增大而減小。武銳等[12]研究并對比樹狀和蛇形微通道，發現樹狀微通道的熱效率和壁溫均勻性方面優于蛇形微通道。Kalani等[13]提出了一種錐形微通道強化換熱，研究發現當錐形錐度6%時換熱系數達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換熱，得到納維-斯托克斯方程和能量方程可以預測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的流動特性，發現納維-斯托克斯方程依然適用。

在氣液分離強化換熱研究方面，邢峰等[16]研究了內插絲網管實現液體分離，進而提高換熱系數，發現相對光滑管可提高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和泡核沸騰兩種傳熱模式，進而強化換熱性能。Warrier等[18]研究了側壁具有微孔的微通道，交替排列微孔壁將汽液分離，實現強化換熱。

現提出分段式梯形結構強化微通道換熱，通過增加不同微通道聯通區域實現分段結構，實現沸騰后氣泡在表面張力驅動下在流出微通道后發生合并及流向兩側，保持液體在中間持續沸騰換熱，進而大幅提高相變換熱性能，對被動式高效微通道換熱器的設計和應用具有重要的參考價值。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

1 實驗系統

1.1 循環系統

流動沸騰實驗系統示意圖如圖1所示，主要包括實驗段、微流量泵、預熱器、冷凝器、儲液罐等，主要輔助設備包括數據采集系統、高速攝像機、流量計及加熱電源等，工質采用無水乙醇。流量計可實時讀取流量數據，通過調節微流量泵的電壓調節轉速實現流量控制。預熱器采用陶瓷膜加熱，依據實驗段入口K型熱電偶溫度調整預熱器加熱功率。儲液罐的放空閥用于控制系統加熱段出口壓力為大氣壓。

系統工作流程為：工質通過微流量泵從儲液罐中將無水乙醇工質加壓，依次進入流量計和預熱器中，在預熱器中被加熱到指定溫度后流出，然后流入實驗段進行加熱沸騰，氣液混合工質流出實驗段后進入冷凝器中冷凝為液體后又流回儲液罐中，由此完成封閉的循環。

1.2 實驗段

實驗段采用平行直肋微通道和梯形分相式微通道結構，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構示意圖。兩種微通道及加熱區域長寬皆為25 mm×10 mm，在紫銅背面中間位置沿長度方向平均設置6個測溫點，采用精度為0.5 ℃的K型熱電偶測溫。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為梯形結構最長肋的長度； b為相鄰梯形結構最小距離；1為流體導流區； 2為流體沸騰區；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Table 1 Main dimension parameters

梯形分相結構的工作原理為：流體進入后在分流區經導流區1均勻流入微通道中并加熱，流動過程工質在直肋區域產生氣泡并長大，流經梯形區2內無直肋區域時合并為大氣泡，由于表面張力作用趨勢氣泡自動向兩側流動，即在進入下一梯形結構后形成氣在兩側流動，液在中間流動的模式；最后氣液混合流體通過集流區流出加熱段。

實驗段采用陶瓷加熱片進行加熱，密封槽3用于氟膠圈和石英玻璃蓋板進行密封，整個實驗段采用PEEK(polyetheretherketone)板封裝，PEEK板同時具有保溫功能。在PEEK兩側加工測溫和測壓孔，用于測試工質進出口處溫度和壓力。

1.3 數據處理

由于實驗工質無水乙醇進入微通道時存在一定過冷度，因此，工質在微通道流動加熱過程分為單相區和兩相區。在單相區加熱過程中，假設工質液溫在沿程方向線性增加，依據能量守恒計算單相區長度Ll為

(1)

式(1)中：m為工質質量流量，kg/s；hs和hin分別為工質飽和焓值和在實驗段進口焓值，kJ/kg；Lw為通道加熱區域長度，m；Q為加熱功率，kW；η為實驗段熱效率。

假設工質在單相區溫度線性增加，則單相區液溫的計算公式為

(2)

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

實驗段沿程局部換熱系數hx由牛頓冷卻公式計算得

(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為該點對應的壁溫；tfx為該點對應的液溫，℃。

實驗誤差主要包括直接測量數據誤差，如溫度、壓力及流量等及隨機誤差兩部分，直接誤差主要由測量儀器決定，可通過多次或大量測量后求平均值達到要求。間接測量產生的誤差通過Moffat[19]提出的函數公式計算為

(4)

式(4)中：SN為標準誤差；δxi為參數xi對應的相對誤差；?f(xi)為xi誤差傳遞函數。

結合實驗過程直接測量數據，得到間接測量數據的關系式為

q=f(Q,η)

(5)

x=f(Q,η,T,Δx)

(6)

h=f(Q,η,T,Δx)

(7)

式中：Δx為距離長度測量的不確定度；h為換熱系數，kW/m2·K。實驗的直接測量值K型熱電偶誤差為±0.5 ℃，實驗系統的熱效率按照單相計算為95%，銅塊加工精度為±0.05 mm，功率計波動±0.5 W。

2 實驗結果分析

為了驗證實驗數據準確性，首先與文獻[20]結果進行對比。在工質質量流量為0.3 g/s下，對比不同熱流密度下局部換熱系數，結果如圖3所示。可以看出，實驗數據和文獻[20]數據吻合較好，實驗數據結果可信。數據差異性主要是由于流動沸騰過程數據測試受到多種因素的影響，數據誤差相對單相流較大。

為對比微通道不同結構和尺寸對換熱特性的影響，實驗采用無水乙醇為工質進行研究。實驗時工質質量流速為0.4～2.0 g/s，熱流密度為160～320 kW/m2時，通過預熱器控制工質在實驗段入口過冷度為20 ℃，分析了熱源側與工質溫度和沿程、定點位置換熱系數等的變化規律。

圖3 局部換熱系數實驗值和文獻[20]對比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律如圖4所示，其中工質質量流量為0.4 g/s和熱流密度為160 kW/m2，液溫以4段結構為例。可以看出，液溫在出口處達到飽和狀態，實際溫度曲線在15～20 mm位置為虛線所示，這是由于單相區溫度按照線性變化處理，采用式(1)計算出單相區長度，按照與熱源側對應點計算溫度。

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構和工質處于單相或兩相沸騰有關，在圖4中根據壁溫變化分為3個區域。在Ⅰ區域內平行結構微通道的壁溫最低，主要是由于該區域處于工質為單相加熱，換熱面積為換熱性能主要影響因素，而平衡結構的換熱面積最大，因此導致其壁溫最低；Ⅲ區域內為飽和沸騰，此時分段結構可有效實現液氣分相流動，進而提高換熱性能，因此5段結構壁溫最低。Ⅱ區域內為交替區域，即工質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，分段結構趨勢氣液分相導致4段結構和5段結構的壁溫快速下降。

2.2 換熱特性

換熱系數在沿程方向的變化趨勢如圖5所示，工質質量流量為0.4 g/s和熱流密度為160 kW/m2時。可以看出，隨著工質在微通道中流動換熱，3種結構換熱系數在前端基本相等，且沿程變化較小，在后端區域的換熱系數則快速增大。工質首先在分流區內進入平行直肋導流區，由于在前端工質為單相加熱或過冷沸騰初始階段，導致工質換熱系數較小且近乎相等。在后端加熱區域換熱系數的快速增加是由于出現沸騰，而兩相對流換熱性能相對于單相較高導致換熱系數的快速增大。

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

在25 mm位置處(圖5)，換熱系數最大的為5段結構，平行結構最小，4段結構居中，在25 mm位置處，5段結構的換熱系數相對于平行結構提高了60.4%。主要是由于工質流動進入分段區后處于過冷沸騰到飽和沸騰的轉化，在過冷沸騰過程中，由于出現少量氣泡，換熱系數相對單相區增加，過冷沸騰過程由于氣泡脫離壁面后未繼續增長或合并，而在飽和沸騰階段，大量氣泡生成并出現合并，同時由于梯形分相結構的作用將液體分離，實現氣泡從兩側流動，液體在中間部位流動。因此，在尾部飽和沸騰階段時，分相結構的換熱系數高，且分段較多時利于氣液分離，可進一步提高換熱系數。

針對典型位置25 mm和5 mm處，進一步分析了換熱系數隨熱源熱流密度的變化規律，如圖6、圖7所示。從圖6可以看出，三類微通道結構的換熱系數隨著熱流密度的增大而減少；當熱流密度相同時，5段結構的換熱系數最大，平行結構的最小，與圖5中分析一致。隨著熱流密度的增大，換熱系數整體趨于減少，主要是由于在低熱流密度下(如160 kW/m2)，25 mm處已經達到飽和沸騰，隨著熱流密度的進一步增大，工質干度增大。在強制對流換熱階段，干度增大不利于進一步換熱，特別是直肋結構，通道被大氣彈占據，液體不能及時補充，導致換熱系數會降低。分段結構由于可以實現液體分相流動，可及時將大氣泡排走，并補充液態工質，因此換熱系數下降較小。

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

圖7 5 mm處換熱系數與熱流密度的關系Fig.7 Relationship heat transfer coefficient and heating flux density at 5 mm

5 mm位置處換熱系數隨熱流密度的變化關系如圖7所示，可以看出，與圖6換熱系數相比，換熱系數小一個數量級，且隨熱流密度的變化趨勢不同，該位置處換熱系數隨熱流密度的增大而整體呈現增加趨勢。主要是由于該位置發生單相加熱或在大熱流密度下過冷液體發生核態沸騰，單相換熱能力遠遠小于兩相沸騰換熱；單相區加熱與換熱面積關系最大，在該位置處平行結構的換熱面積最大，因此平行結構的換熱系數最高。高熱流密度下發生核態沸騰，而脫離的氣泡隨著流體流動過程為繼續長大或發生合并等現象，氣泡較小未發生氣液分相過程，所以平行直肋結構的換熱系數最大。

換熱系數隨工質流量的變化關系如圖8所示，其中熱流密度為160 kW/m2和25 mm位置處。可以看出，隨著流量增大，換熱系數不斷減小，主要是由于在熱流密度恒定時，當工質質量流量增加時，該位置處工質由飽和沸騰逐步向過冷沸騰過渡，兩相飽和沸騰換熱系數遠高于過冷沸騰換熱系數，因此換熱系數隨工質流量的增大而減小。當工質流量相同時，5段結構的換熱系數最大，平行結構最小，以5段結構為例，在質量流量為0.4 g/s和2.0 g/s時，換熱系數分別為78.6 kW/m2·K-1和14.1 kW/m2·K-1。主要是在小流量時為飽和沸騰，大量氣泡產生并在梯形通道內發生分相流動，當大流量時為處于核態沸騰，偶爾產生大氣泡會產生氣液分相，大部分為獨立小氣泡流動，因此換熱系數較小且變化不明顯。

2.3 平均換系數

針對工質質量流量為0.4 g/s和熱流密度為160、240、320 kW/m2時，對比三類結構微通道平均換熱系數，結果如圖9所示。可以看出，在選擇的3個典型工況中，5段結構微通道的平均換熱系數最高，平行微通道的平均換熱系數最低，平均換熱系數與沿程和定點換熱系數變化規律一致。當熱源熱流密度為160 kW/m2時，5段結構微通道比平行結構微通道的平均換熱系數提高了53.8%。當熱流密度增加時，所有結構微通道平均換熱系數整體增加。可見，分段式結構可有效提高沸騰換熱的平均換熱系數，增強整體換熱能力。

圖8 換熱系數隨工質流量的變化Fig.8 Variation of heat transfer coefficient with working fluid flow rate

圖9 平均換熱系數與熱流密度的關系Fig.9 Relationship between average heat transfer coefficient and heat flux density

3 結論

對熱流密度為160～320 kW/m2和工質流量為0.4～2.0 g/s時平行直肋和梯形分相式微通道換熱性能進行研究，以無水乙醇為工質，得出以下結論。

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

(2)換熱系數在沿程方向呈現先減小后快速增大的趨勢，入口處段為單相加熱，換熱系數小；在尾部位置由于飽和沸騰導致換熱系數的快速增加。在25 mm位置處，5段結構換熱系數最大，比平行結構換熱系數提高了60.4%。

(3)針對典型位置25 mm處，三類微通道結構的換熱系數隨著熱流密度的增大而減少，而5 mm處換熱系數則隨熱流密度呈現相反趨勢；在20 mm處工質換熱系數隨流量的增加呈現減小趨勢，得到工質處于單相區加熱、核態沸騰或飽和沸騰是主要影響因素。

(4)梯形結構微通道平均換熱系數較高，如熱流密度160 kW/m2時，5段結構微通道比平行結構微通道的平均換熱系數提高了53.8%，分段式結構可實現液體分相流動，有效提高沸騰換熱的平均換熱系數。