李艷霞, 史壯壯, 劉中良

(北京工業(yè)大學(xué)傳熱強(qiáng)化與過程節(jié)能教育部重點實驗室及傳熱與能源利用北京市重點實驗室, 北京 100124)

電子芯片正在向集成化、小型化和高功率發(fā)展,散熱問題已成為其發(fā)展的瓶頸。熱管散熱器因其熱效率高、體積小等優(yōu)點正逐漸代替?zhèn)鹘y(tǒng)散熱技術(shù)并占領(lǐng)市場。平板熱管不僅散熱效率高而且均熱性能良好,能很好解決芯片上熱流密度分布不均且會出現(xiàn)局部熱點的突出問題,成為電子元件散熱方面的熱點研究。平板熱管按其傳熱模式可分為2種:軸向傳熱模式和徑向傳熱模式[1]。

針對軸向傳熱模式平板熱管,國內(nèi)外學(xué)者做了大量的理論和實驗研究。Wong等[2]、李雙雙等[3]研究了銅絲網(wǎng)芯平板熱管,發(fā)現(xiàn)雙層100目絲網(wǎng)吸液芯平板熱管傳熱性能優(yōu)于疊加絲網(wǎng)吸液芯熱管,銅絲絲網(wǎng)平板熱管的各項換熱功能指標(biāo)均優(yōu)于銅絲平板熱管。Zu等[4]對單層鋼絲網(wǎng)芯超薄平熱管在不同熱負(fù)荷下進(jìn)行了實驗研究,發(fā)現(xiàn)超薄平板熱管的溫度波動峰值受熱負(fù)荷的影響,超薄平板熱管在不同熱負(fù)荷下的工作方式包括蒸發(fā)傳熱、過冷沸騰傳熱、核態(tài)沸騰等。文獻(xiàn)[5-12]研究了平板熱管中的槽道毛細(xì)結(jié)構(gòu),包括矩形、三角形、梯形、燕尾形等形狀,發(fā)現(xiàn)這些槽道均可以不同程度地提高平板熱管的傳熱性能,對同一種槽道形狀來說,槽道寬度和深度對吸液芯的性能影響較大。燒結(jié)金屬吸液芯是在熱管殼體內(nèi)壁上燒結(jié)一層金屬粉末或金屬纖維,文獻(xiàn)[13-17]研究了燒結(jié)金屬吸液芯平板熱管,發(fā)現(xiàn)燒結(jié)金屬毛細(xì)結(jié)構(gòu)可以增強(qiáng)熱管的蒸發(fā)過程,進(jìn)而提高平板熱管傳熱性能,金屬顆粒粒徑對吸液芯的性能影響較大。工質(zhì)對平板熱管的熱性能也有重要影響,紀(jì)獻(xiàn)兵等[18]以水、乙醇、丙酮為工質(zhì)實驗研究了平板熱管的傳熱性能,結(jié)果表明以水為工質(zhì)具有較好的換熱效果,其次是丙酮。Yousefi等[19]以質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.5%的水基Al2O3納米流體為工質(zhì)對槽道熱管的傳熱性能進(jìn)行了研究,實驗結(jié)果表明,以納米流體為工質(zhì)的熱管其熱阻與純水相比平均降低了30%。Chen等[20]以丙酮為工質(zhì)研究了充液率對平板熱管冷卻性能的影響,實驗數(shù)據(jù)顯示存在一個最佳充液率25%使得該平板熱管傳熱性能最好。

徑向傳熱模式平板熱管由于傳熱模式的影響,在徑向尺寸上難以做到超薄,研究熱點在于其內(nèi)部的沸騰凝結(jié)現(xiàn)象及均熱能力的提升。Lips等[21]通過實驗觀察并研究了微槽平板熱管的傳熱特性,在較小熱流下,觀察到了槽內(nèi)核態(tài)沸騰現(xiàn)象,在較大熱流下,出現(xiàn)了“干涸”現(xiàn)象。文獻(xiàn)[22-25]利用可視化實驗研究了平板熱管內(nèi)沸騰與凝結(jié)共存現(xiàn)象,發(fā)現(xiàn)封閉有限空間內(nèi)沸騰-凝結(jié)共存相變換熱過程中,會發(fā)生不同于大空間沸騰換熱的現(xiàn)象,沸騰和凝結(jié)之間存在著明顯的相互作用和影響。Wang等[26]用普通顯微鏡、高速照相機(jī)和紅外照相機(jī)研究了微柱陣列吸液芯表面氣液界面瞬態(tài)特性,記錄了氣泡瞬時膨脹現(xiàn)象。趙雨亭等[27]設(shè)計了不同分形角度的仿葉脈槽道結(jié)構(gòu),并將其應(yīng)用于平板熱管冷凝端進(jìn)行了實驗研究,結(jié)果表明:分形角為80°時性能最優(yōu),其冷凝熱阻最小。Manova等[28]制作了一種具有多條矩形微槽道的平板熱管,研究了其在高熱流密度電子器件上的冷卻性能。

綜上所述,學(xué)者們對平板熱管的傳熱性能進(jìn)行了大量的研究,但對于徑向傳熱模式平板熱管內(nèi)部沸騰-凝結(jié)共存現(xiàn)象尤其是重力作用下冷凝面凝結(jié)現(xiàn)象的認(rèn)識還不夠深入。本課題組前面的研究工作[25]表明,平板熱管相變腔內(nèi)冷凝過程的傳熱熱阻占比高達(dá)80%,強(qiáng)化冷凝傳熱可有效提高相變腔的傳熱系數(shù)。本文利用沸騰-凝結(jié)共存相變換熱實驗系統(tǒng),采用定量測試和可視化方法系統(tǒng)地研究了沸騰-凝結(jié)共存相變腔內(nèi)熱流密度和充液率對冷凝面?zhèn)鳠醾髻|(zhì)過程的影響,重點關(guān)注發(fā)生在均熱器冷凝面上的凝結(jié)現(xiàn)象和傳熱傳質(zhì)過程,研究受重力和沸騰過程影響下的冷凝液形成、形態(tài)演變及回流現(xiàn)象,闡明相變腔冷凝面對沸騰-凝結(jié)共存相變傳熱的影響機(jī)理。

1 實驗裝置與方法

1.1 實驗裝置

圖1(a)是冷卻銅柱示意圖,由兩部分組成,上部為加工有螺紋的小直徑銅柱以方便與熱沉連接,下部為直徑120 mm、底端為光滑表面的大直徑銅柱。冷卻銅柱側(cè)面加工有1個充液孔和3個測溫孔,充液孔直徑為10 mm,用于相變腔抽真空和充裝工質(zhì)。測溫孔直徑為2 mm,深度為60 mm,間距為5 mm,內(nèi)插T型鎧裝熱電偶,測量冷卻銅柱軸向溫度分布。圖1(b)為加熱銅柱示意圖,加熱銅柱呈T形,頂端延伸面直徑與冷卻銅柱下部相同,延伸面厚2 mm,目的是消除沸騰時的“邊緣效應(yīng)”。此外,在延伸面上加工了徑向矩形槽道,槽道末端連接著積液池。加熱銅柱下部為直徑40 mm的小直徑銅柱,以增大熱流密度。小直徑銅柱側(cè)面均勻分布4個凹槽測溫孔,孔徑為2 mm,孔深為20 mm,間距為 15 mm,孔內(nèi)插入T型鎧裝熱電偶,測量銅柱軸向4個不同位置的溫度。

圖1 實驗件示意

圖2是所搭建的相變腔實驗裝置。相變腔由加熱銅柱、石英玻璃管、冷卻銅柱組成,三者由橡膠墊片和704硅橡膠密封后,通過螺栓再緊固,最大限度保證相變腔的密封性。為了減少相變腔向環(huán)境的熱量散失,在加熱銅柱和冷卻銅柱四周加裝了導(dǎo)熱系數(shù)較小的聚四氟乙烯塊,2個聚四氟乙烯塊同時還可以對相變腔起到支撐作用。此外,在聚四氟乙烯層周圍再敷設(shè)導(dǎo)熱系數(shù)更小的硅酸鋁棉進(jìn)一步減小熱量損耗。相變腔的熱量輸入由與加熱銅柱相連的黃銅加熱部件提供,黃銅加熱部件內(nèi)嵌4根功率為400 W的熱電阻棒。低溫恒溫槽提供相變腔所需的冷卻水,水溫為12 ℃,流量為8×10-5m3/s。冷卻水與頂部加工有翅片的紫銅熱沉換熱,紫銅熱沉通過與其相連的冷卻銅柱帶走相變腔的熱量。

1—電阻加熱棒; 2—黃銅加熱部件; 3—聚四氟乙烯保溫層; 4—加熱銅柱; 5—石英玻璃管; 6—冷卻銅柱實驗件; 7—熱沉; 8—冷卻水進(jìn)口; 9—緊固螺栓; 10—冷卻水出口; 11—充液孔; 12—O型密封圈; 13—加熱銅柱測溫孔; 14—冷卻銅柱測溫孔; 15—飽和蒸汽測溫?zé)犭娕? 16—飽和水測溫?zé)犭娕肌?/p>

1.2 實驗方法與步驟

1) 清潔實驗件。用砂紙對冷卻銅柱和加熱銅柱的主要換熱表面進(jìn)行打磨除垢,然后用棉布擦凈,再分別用去離子水、無水乙醇、丙酮3種試劑洗刷2個換熱表面,最后再用去離子水沖洗一遍。重復(fù)以上操作,直到換熱表面清潔。

2) 組裝相變腔。將清潔并干燥后的冷卻銅柱和加熱銅柱塞入聚四氟乙烯保溫層中,并通過橡膠墊片和密封膠與石英玻璃管連接起來,然后用螺栓夾緊。待密封膠凝固后,將相變腔裝配在黃銅加熱部件上。

3) 測試氣密性。用真空泵對相變腔進(jìn)行抽氣,真空泵型號為2XZ-4型旋片式真空泵。然后將抽氣完畢的相變腔在室溫下靜置并通過壓力變送器和電腦監(jiān)測壓力,12 h后,若壓力值變化不超過5%,則相變腔氣密性符合要求,可以進(jìn)行下一步實驗,否則重新對相變腔進(jìn)行密封。

4) 充液并二次除氣。用注射器量取一定量的工質(zhì),打開注射器與相變腔之間的閥門,工質(zhì)會在壓差作用下被吸入到相變腔中,關(guān)閉閥門,用真空泵再次進(jìn)行抽氣,以去除不凝結(jié)氣體的影響。

5) 進(jìn)行實驗。打開直流穩(wěn)壓電源,調(diào)整好功率對相變腔進(jìn)行加熱,開啟冷卻水系統(tǒng)。通過安捷倫34970A數(shù)據(jù)采集儀和計算機(jī)來采集銅柱、水及蒸汽的溫度和相變腔的壓力,利用Photron MINI UX100高速攝像儀拍攝記錄相變腔內(nèi)沸騰和凝結(jié)實驗現(xiàn)象。當(dāng)溫度變化在0.5 h內(nèi)小于±0.5 ℃時,即認(rèn)為實驗達(dá)到穩(wěn)態(tài),記錄實驗數(shù)據(jù)和現(xiàn)象后結(jié)束實驗。

6) 驗證實驗準(zhǔn)確性。實驗結(jié)束后,測量工質(zhì)的體積,若與實驗前工質(zhì)體積相比誤差不超過5%,則認(rèn)為充液量準(zhǔn)確,實驗可靠,否則重新進(jìn)行該工況的實驗。

2 數(shù)據(jù)處理與誤差分析

系統(tǒng)在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行條件下,加熱銅柱和冷卻銅柱的軸向熱量傳遞可近似看做一維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱,因此,數(shù)據(jù)處理方法如下。

銅柱溫度分布(軸向):由采集到的溫度數(shù)據(jù)求得;

T=a+bx

(1)

沸騰表面溫度TW和冷凝表面溫度T′W:由式(1)求得;

熱流密度q(加熱銅柱)和q′(冷卻銅柱):根據(jù)傅里葉定律,有

(2)

飽和工質(zhì)的溫度Tsat:熱電偶16測得;

冷凝表面附近蒸汽溫度TV:熱電偶15測得;

沸騰表面?zhèn)鳠釤嶙鑂b、冷凝表面?zhèn)鳠釤嶙鑂c和相變腔總熱阻R分別定義為

(3)

(4)

R=Rb+Rc

(5)

式中:x為測溫點與換熱表面的距離;Ab為加熱銅柱截面積;Ac為冷凝表面面積。

由式(3)～(5)可得到傳熱熱阻的相對誤差為

(6)

而熱流密度的相對誤差可由熱流密度的定義式(2)求得:

(7)

各部分傳遞的誤差如下。

導(dǎo)熱系數(shù)相對誤差ΔλCu/λCu:導(dǎo)熱系數(shù)λCu由化工物性手冊查得,該誤差忽略不計;

測溫孔間距相對誤差Δδx/δx:孔間距δx由千分尺測量,該誤差取0.33%;

溫差相對誤差ΔδT/δT:包含標(biāo)定誤差和儀表顯示誤差,儀表顯示誤差較小,可以忽略不計。本實驗中所使用的T型鎧裝熱電偶標(biāo)定誤差為0.1 ℃,因此溫差的絕對誤差ΔδT為0.2 ℃,實驗中加熱銅柱上距離最遠(yuǎn)的2個測溫孔之間的最小溫差δT為5.29 ℃,所以溫差的相對誤差ΔδT/δT為

(8)

熱流密度相對誤差為

(9)

過熱度相對誤差:溫差的絕對誤差與最小過熱度之比。ΔT為沸騰表面溫度TW與飽和工質(zhì)溫度Tsat之間的溫差,即過熱度,本實驗中的最小過熱度為5.83 ℃,因此過熱度的相對誤差為

(10)

傳熱熱阻的相對誤差為

(11)

3 實驗結(jié)果與分析

以去離子水為工質(zhì),對相變腔內(nèi)冷凝傳熱傳質(zhì)過程及沸騰-凝結(jié)共存現(xiàn)象對相變腔冷凝過程的影響進(jìn)行了研究,下面將結(jié)合實驗結(jié)果和可視化圖像,重點分析熱流密度和充液率對冷凝傳熱熱阻和冷凝液回流的影響。

3.1 相變腔熱阻變化

圖3給出了不同輸入功率和充液率條件下各換熱表面熱阻和相變腔總熱阻的變化,以及冷凝表面熱阻所占比重的變化。從圖3(a)和(d)中可以看出,冷凝表面熱阻和所占比重均隨著熱流密度的增大而降低,這說明高熱流條件下冷凝面的換熱效果較好。冷凝面的熱阻占比較高,是相變腔的主要熱阻,其大小詳見表1。從圖3(d)中可以看出,即使在最佳充液率21.2%條件下,冷凝面熱阻依然占到了65%～73%。圖3(c)顯示,相變腔總熱阻在各充液率條件下均隨著輸入功率的增大而降低,這表明相變腔在高熱流下有較好的傳熱性能;相變腔總熱阻隨著充液率的增大先降低后升高,當(dāng)充液率為21.2%時,有最小傳熱熱阻,相變腔有最佳傳熱性能。下面將結(jié)合可視化圖像分析熱流密度和充液率對冷凝面?zhèn)鳠醾髻|(zhì)過程的影響,以揭示相變腔冷凝面對沸騰-凝結(jié)共存相變傳熱的影響。

表1 不同充液率和加熱功率時冷凝表面熱阻

圖3 加熱功率和充液率對相變腔熱阻的影響

3.2 相變腔內(nèi)沸騰與凝結(jié)現(xiàn)象

圖4為相變腔未達(dá)到穩(wěn)態(tài)時,蒸汽在冷凝面上凝結(jié)的過程。此時相變腔未啟動,液池中沒有氣泡出現(xiàn),液態(tài)工質(zhì)主要是以蒸發(fā)的形式形成蒸汽集聚在冷凝面附近。初始階段,冷壁面上出現(xiàn)大量細(xì)小的凝結(jié)液珠,隨著冷凝過程的繼續(xù)進(jìn)行,這些液珠逐漸增大、合并,并開始連接形成液膜。液珠在冷壁面上連接成一層薄液膜后,在液膜上繼續(xù)增大,液滴的生長一方面來自蒸汽的冷凝,另一方面來自逐漸增厚的液膜在重力的作用下向液滴匯聚,最終形成如圖4(b)所示的大液滴與液膜共存的冷凝模式,大液滴增大到一定的直徑后在重力作用下滴落到液池中,這種擾動一定程度上也能夠加快相變腔的啟動。

圖4 水蒸氣在冷壁面凝結(jié)過程

圖5～8為各充液率(V)條件下的典型圖像。充液率為12.5%時,如圖5所示,無論是低熱流還是高熱流條件下,冷凝液主要以自由滴落的形式回流到液池中,沸騰主要發(fā)生在蓄液池中,沸騰氣泡無法觸及冷凝壁面。高熱流密度下,槽道內(nèi)的液態(tài)工質(zhì)會被迅速汽化并形成高速蒸汽流,蒸汽會攜帶部分液態(tài)工質(zhì)沖擊冷凝面,加快冷凝液的回流,減小冷凝面的熱阻。

圖5 充液率V=12.5%的典型圖像

充液率增加到21.2%時,部分沸騰氣泡能夠沖刷到冷凝壁面,減薄冷凝液膜,加快冷凝液的回流,減小冷凝面的熱阻。如圖6(a)所示,τ時刻,沸騰氣泡生長到接近最大直徑,經(jīng)過20 ms后破裂沖刷冷凝壁面,又經(jīng)過12 ms氣泡破裂后的工質(zhì)攜帶冷凝液落回液池。輸入功率增大到184 W,氣泡破裂周期變短,破裂周期比輸入功率為102 W時減小了16 ms,氣泡破裂速度加快,破裂后的液態(tài)工質(zhì)具有較大的速度,對冷凝壁面的沖刷作用增強(qiáng),能夠很好地減薄冷凝液膜,減小冷凝面的熱阻。與充液率為12.5%相比,沸騰氣泡的沖刷作用使冷凝液回流速度相比于液滴自由滴落回流大大提高。雖然充液率為12.5%條件下存在著蒸汽攜帶著液態(tài)工質(zhì)沖擊冷凝面的現(xiàn)象,但通過可視化觀察發(fā)現(xiàn),這種沖擊作用頻率遠(yuǎn)低于21.2%充液率條件下氣泡沖刷冷凝壁面,因此,充液率為21.2%時,冷凝面的熱阻和占總熱阻的比重降低,相變腔傳熱性能增強(qiáng)。

圖6 充液率V=21.2%的典型圖像

充液率繼續(xù)增加到32.6%時,一方面,液態(tài)工質(zhì)的沸騰汽化量增加,冷凝壁面液膜有所增厚,另一方面大部分氣泡都能夠沖刷到冷凝表面,但由于此時氣泡距離冷表面較近,雖然沖刷作用能夠加快冷凝液回流,但并不能有效減薄冷凝液膜。如圖7(a)所示,τ時刻,沸騰氣泡推動液態(tài)工質(zhì)逐漸靠近冷凝壁面,16 ms后沖刷到冷凝壁面上的液滴,又經(jīng)過20 ms后冷凝液回流,但同時,被沖刷區(qū)域出現(xiàn)了較為明顯的液膜,根據(jù)膜狀凝結(jié)理論,液膜的厚度對蒸汽與冷壁面的換熱影響較大,液膜是冷凝面熱阻的主要來源。液膜在重力作用下逐漸聚攏形成新的液滴,在τ+92 ms時刻被新的沸騰氣泡沖刷。高熱流密度下,沸騰過程加快,氣泡對冷凝液的沖刷頻率加快,冷凝液回流速度進(jìn)一步加快,但同時,滴落的液滴與生長中的氣泡相遇會形成圖7(b)所示的不連續(xù)的短暫液橋,不利于冷凝面的換熱。液膜和不連續(xù)液橋使得冷凝面熱阻和占總熱阻比重與充液率為21.2%相比都大大增加。

圖7 充液率V=32.6%的典型圖像

充液率增大到58.0%時,如圖8所示,液面距離冷凝壁面很近,沸騰氣泡推動液面與冷凝壁面上的凝結(jié)液連接形成大面積液橋,液橋面積會隨著氣泡的生長和破裂而增大和減小。高熱流密度下,氣泡生長和破裂速度加快,液橋的消長也隨之加快,冷凝液能夠更快回流。這種連續(xù)液橋的存在不利于冷凝面及相變腔的換熱,使得冷凝面熱阻和所占比重較大。

圖8 充液率V=58.0%的典型圖像

4 結(jié)論

本文以去離子水為工質(zhì)對相變腔傳質(zhì)特性進(jìn)行了實驗研究,重點研究了熱流密度和充液率對冷凝面?zhèn)鳠岬挠绊?可視化觀測了冷凝面上液滴的形成、長大、匯聚成液膜、滴落,以及氣液界面產(chǎn)生氣泡隨氣流運(yùn)動對冷凝液膜的沖刷,揭示了相變腔冷凝面凝結(jié)現(xiàn)象對沸騰-凝結(jié)共存相變傳熱的內(nèi)在機(jī)理影響。主要結(jié)論如下:

1) 由于冷凝面的朝向是向下,因此受重力影響,水蒸氣在冷凝面上的凝結(jié)呈現(xiàn)珠狀凝結(jié)和膜狀凝結(jié)共存的特性。液滴逐漸合并連接形成液膜,而液膜增加到一定厚度會斷裂聚攏再形成液滴。

2) 充液量較少時,沸騰氣泡無法沖刷冷凝壁面,冷凝液主要以液滴依靠重力自由滴落回流為主。充液量增大,沸騰氣泡開始沖刷冷凝壁面,加快冷凝液的回流,減薄冷凝液膜,使冷凝面的熱阻降低,傳熱得到改善。充液量繼續(xù)增大,沸騰氣泡距離冷壁面較近,沖刷作用不能很好地降低冷凝液膜的厚度,并且開始出現(xiàn)液橋惡化冷凝面?zhèn)鳠帷Ｒ虼?存在一個最佳充液率使得冷凝表面熱阻和占總熱阻的比重最低,使得相變腔有最佳換熱效果,在本實驗條件下最佳充液率是21.2%。

3) 熱流密度增大時,氣泡的生長和破裂速度加快,沖刷冷凝壁面的頻率也就加快,使得冷凝液能夠更快地回流,減薄冷凝液膜,使冷凝面的熱阻降低,傳熱得到改善。一定范圍內(nèi),相變腔總是在高熱流密度下有較好的傳熱效果。

4) 相變腔中冷凝面的熱阻是主要熱阻,占有很大比重,在本實驗條件下,即使是在最佳充液率(21.2%)下,冷凝面熱阻占比依然在65%～73%,可見,減小冷凝面的熱阻對于提高相變腔的傳熱性能是至關(guān)重要的。