低沸點工質逆流連通微通道沸騰傳熱均溫性的實驗研究

王東玉，洪芳軍，許錦陽

（上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240）

0 引言

兩相微通道熱沉的傳熱系數高、傳熱面積大，具有極強的傳熱性能[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，在數據中心、新能源汽車、航空航天和空調系統[4]等領域也具有廣泛的應用。

近年來，針對兩相微通道傳熱系數的強化研究非常豐富，設計新型側壁面和通道底部結構是廣為應用的強化方法。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摻混并提供汽化核心，從而提升傳熱系數（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，通道間有序協調的沸騰可以周期性地潤濕側壁面，大幅提升了HTC。MA等[8]提出了鋸齒形微通道，增加了通道內的擾動并維持穩定的液膜，防止燒干，高熱流密度下各項傳熱性能均表現出色。GAO 等[9]研究了鋸齒方向的影響，指出正向鋸齒微通道內汽泡數量更多，進而HTC 更大。XIA 等[10]提出正弦波形微通道，實驗發現該結構的傳熱性能大幅提升，相比傳統微通道HTC 提升了100%。LI 等[11]實驗研究了具有三角形溝槽和方形針肋的微通道，此結構在沸騰狀態下可以維持液膜、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，發現其傳熱性能比圓形管道差，原因在于近三角形結構中液膜容易燒干。HE 等[13]在微通道的底部燒結銅絲，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，雖然關于提高微通道沸騰HTC 的研究很多，但是關于加熱壁面溫度均勻性研究很少。實際上，在兩相微通道內，工質干度的沿程變化將導致兩相傳熱系數存在巨大差異，引起均溫性惡化。當溫度不均勻時，電子器件的工作性能下降且有發生斷裂的風險[17-18]。針對這一現象，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：調節局部冷卻性能和改變流動方式。調節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，仿真結果表明該結構有助于改善均溫性，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行了比較，發現前者在溫度均勻性方面表現更加出色。改變冷卻工質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，對比發現該結構的溫度均勻性優于傳統的單層微通道。MISSAGGIA[22]提出了逆流微通道，與順流微通道相比，逆流微通道的熱擴散作用明顯改善了溫度均勻性。JIANG 等[23]對逆流漸擴微通道內的流動沸騰進行了實驗研究，指出逆流漸擴微通道的溫度均勻性優于順流漸擴微通道。然而上述關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，且為數不多的兩相微通道均溫性研究也是以水為工質。水在常壓下沸點、凝固點較高，具有導電性，在很多的散熱場景下并不適用。低沸點介電工質可以彌補以上不足，但相關的研究卻較少。

針對目前低沸點介電工質兩相微通道均溫性研究的不足，本文以R1233zd(E)（常壓下沸點18 ℃）為工質，在現有逆流微通道結構的基礎上，提出一種新型的逆流連通微通道（Counter-flow Interconnected Microchannel，CFIM），并且與傳統的順流微通道（Concurrent Microchannel，CCM）和逆流微通道（Counter-flow Microchannel，CFM）進行對比實驗，驗證了CFIM 在溫度均勻性上的優勢，并深入分析了原因。

1 實驗裝置和方法

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原理。系統安裝后，先充灌工質R1233zd(E)，并去除不凝性氣體，具體步驟如下：關閉閥門A和B，將工質注入儲液罐，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，關閉閥門C，啟動齒輪泵，使工質在管路系統中循環，當工質流經儲液罐時，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R1233zd(E)將位于儲液罐下部；最后，關閉閥門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R1233zd(E)。正式實驗時，液態工質在齒輪泵（Micropump-GB）處獲得機械能，流經質量流量計（Bronkhorst-M15-AGD-99-0-S），通過顆粒過濾器去除雜質后進入測試段吸收熱量，發生相變后變成氣液兩相，然后進入板式換熱器，被冷側回路上的去離子水冷卻到預設溫度后返回齒輪泵，從而完成一次循環。

圖1 泵驅動兩相流體回路系統

實驗通過調節齒輪泵直流驅動電機的輸入電壓控制工質的流量，改變壓力罐的氮氣壓力控制測試段背壓，調節冷水機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（含后文測試段內熱電偶）通過采集器（Agilent-34970A）獲取，并將其輸入電腦進行記錄。

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，雖然其流動分配結構有很大不同，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，以均勻分配進入各微通道的流量。在入口和出口處焊接不銹鋼管，通過卡套和環路系統的管道連接。

圖2 測試段結構

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，調節熱流密度。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 的結構和幾何尺寸如圖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 的結構和幾何尺寸如圖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 微通道尺寸結構

上述微通道熱沉的底部開淺槽，用于布置線裝熱電偶，其測點位置如圖4 所示。沿流動方向，第一個測點距入口3.0 mm，各測點間隔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 數據整理方法

加熱銅塊的側面和底面都由絕緣材料進行保溫，其向周圍環境的散熱可忽略，因此，加熱銅塊中的熱傳導可假設為一維穩態，根據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據，t1-i是下層7 個熱電偶的溫度測量數據，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）的導熱系數。

以微通道基底的最大溫差作為衡量溫度均勻性的標準：

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，℃。

為了描述運行工況，定義工質的入口過冷度Δtsub和質量流率G：

式中，tsat為飽和溫度，℃；tin為入口溫度，℃；m為質量流量，kg/s；N為微通道數量；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的不確定度包括直接測量參數和間接測量參數。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R的不確定度，Xi為參數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，進入沸騰狀態后，熱流密度q的不確定度Uq的絕對值小于5.6%。

2 實驗結果與討論

本文研究的測試段背壓控制在215 kPa，對應R1233zd(E)工質的飽和溫度為40 ℃，工質入口溫度為20 ℃，質量流率為286、429 和608 kg/(m2·s)。由于保溫材料的耐溫性限制，實驗中的最大熱流密度為190 W/cm2。對于CFM 和CFIM，熱流過高時出現了沸騰不穩定性，導致測點溫度波動，由于本文只分析穩定工況，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，對于每個通道進行了入口限制，有利于抑制沸騰不穩定性。

2.1 熱沉基底溫度分布規律

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展階段和過熱度較高的沸騰充分發展階段。1）在單相階段，基底溫度沿流動方向逐漸增大直至充分發展；2）在沸騰發展階段，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附近發生了單相到兩相的轉變。

圖5 CCM 的基底溫度分布

圖6 所示為CCM 內沿程流體溫度。流體在單相區域不斷被加熱，溫度逐漸升高，而在兩相區域由于摩擦阻力，兩相工質的壓力不斷降低，對應的飽和溫度也不斷降低，兩方面因素導致轉變點處流體溫度最高。

圖6 CCM 內沿程流體溫度

另外，此處位于單相段的尾端，邊界層較厚且傳熱系數低，流體溫度高且傳熱系數低導致此處基底溫度最高。在沸騰充分發展階段，趨勢與沸騰發展階段近似，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沿程壓降增大，使tb-5的飽和溫度更低，對應的基底溫度也更低。

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CFM 內的流動與傳熱如圖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高，相鄰通道間的流體可以通過側壁面進行熱交換，平衡兩者的溫度，另一方面相鄰通道的基底溫度較低，通過紫銅的熱擴散作用，基底溫度也會得到平衡。

圖7 CFM 的基底溫度分布

圖8 CFM 內流動與傳熱

在沸騰發展階段，CFM 的基底溫度先升高后降低且最低溫度為tb-1，但最高溫度出現在tb-4，這是因為CFM 的流動方式更像是微通道與射流相結合，其中射流帶來了較大的擾動，且距離入口越近，該擾動越強烈，傳熱能力也越強，即沿程溫度增大，最高溫度將出現在tb-5處；但是將其與逆流布置相結合，形成逆流微通道，此時通道出口緊挨相鄰通道的入口，而入口處流體為過冷狀態，使通道出口的兩相流體被相鄰通道入口的過冷流體冷卻，通道側壁可以維持液膜，增強了沸騰補液，進而強化了通道出口處的流動沸騰傳熱，同時受相鄰通道的熱擴散作用的影響，共同導致tb-5有所降低。在沸騰充分發展階段，其整體趨勢與沸騰發展階段相似，僅熱流密度的增大使各點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，其原因可根據圖10 解釋，即在CFIM 中，連通槽兩側的壓差引發了相鄰通道間流體的摻混，打斷了持續發展的邊界層，增加了擾動，并且可以平衡微通道內流體溫度，使tb-3有所降低。

圖9 CFIM 的基底溫度分布

圖10 CFIM 內流動與傳熱

在沸騰發展階段，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，溫度較低；此外，tb-1較低是因為當地流體溫度低，而tb-5溫度低于tb-4是得益于相鄰通道流體的摻混、側壁面的熱交換，以及銅基的熱擴散作用。在沸騰充分發展階段，曲線形狀變為“V”型，表現為tb-1與tb-5相比于其它值出現了一定的升高，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系，沸騰起始點（Onset of Nucleate Boiling，ONB）根據可視化和沸騰曲線判定，若沸騰曲線斜率增大，且出現氣泡，則發生沸騰。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，相鄰通道的流動方向相反，溫度不同的流體通過通道側壁面進行傳熱，使得整個流體域的溫度近似，基底之間的熱擴散也有利于均溫性。由于CFIM 在CFM 的基礎上，增加了連通槽，相鄰通道間的流體可以直接進行摻混，流體溫度更加均勻，因此CFIM 均溫性更強；2）在ONB之后（沸騰狀態），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 ℃。當進入沸騰傳熱狀態時，相鄰通道間的流體溫度都是飽和溫度，因此對于CFM，通過側壁面的傳熱效果變得微乎其微，只能通過相鄰通道基底之間的熱擴散進行均溫，同時在CFM 中，每個通道的入口為射流進入，傳熱極強，使此處溫度明顯較低，因此導致CFM 的均溫性反而比CCM 差。CFIM 由于存在連通溝槽，相鄰通道之間不同干度的流體相互摻混，使整個流體區域的干度較為接近，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，彌補了CFM 結構在沸騰傳熱狀態時無法發揮優勢的問題，且摻混的熱效率遠大于導熱，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，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，各點的對流傳熱系數受熱流密度影響很小，因此各測點溫度隨熱流密度增大的幅度不同，導致在單相階段，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，此處最容易達到飽和溫度并發生沸騰，進而使傳熱系數增大，基底溫度也隨之降低，最終表現為基底最大溫差的降低。在沸騰充分發展階段，基底最大溫差也隨熱流密度增大而增大，原因在于傳熱系數的沿程分布未發生明顯變化；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，進而使CFIM 中連通槽兩側的壓差增大，這意味著相鄰通道間的摻混得到加劇，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 結論

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

1）CFIM 的逆流布置和連通槽有效地增強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展；在沸騰階段，CCM 和CFM 的基底溫度呈現出先升高后降低的趨勢，而CFIM 的基底溫度最低點產生于中心位置而其它各點溫度相近；

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