射流-針肋微通道混合型蒸發器換熱特性的實驗研究

崔付龍，詹可敬，洪芳軍

（上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240）

射流-針肋微通道混合型蒸發器換熱特性的實驗研究

崔付龍，詹可敬，洪芳軍*

（上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240）

本文搭建了閉環冷卻實驗平臺，以HFE7000為工質，對單側出口的陣列式射流沖擊針肋微通道沸騰換熱進行了實驗研究。在控制背壓條件下，分別研究了流量、入口溫度以及蒸發器放置方向對換熱性能的影響。結果表明：增大流量，可以增強換熱，同時延緩傳熱的惡化；提高入口溫度，核態沸騰提前，并可以提高換熱系數，但傳熱惡化也提早；蒸發器放置方向對單相換熱和核態沸騰發展段的平均換熱性能影響較小，但對換熱均勻性有較大的影響，射流向下和橫流向上的均溫性相對較好。

針肋微通道；陣列式射流；核態沸騰；放置方向

0 引言

隨著高集成度、小型化、大功率的發展趨勢，各種電力電子元器件需要散熱的功率和熱流密度日益增加，傳統的空氣冷卻技術（包括采用各種熱管進行熱擴散）已愈來愈難以滿足要求。射流冷卻技術是高熱流密度散熱的最重要技術之一，具有廣闊的應用前景。另外，換熱器是空調系統的核心部件，采用微通道換熱器是提高空調性能的一項重要舉措[1]。張蕾[2]通過實驗指出空調室外機采用微通道換熱器時，具有高效、減排和低成本等優點，有著廣闊的應用前景。李峰等[3]歸納指出，當微通道換熱器作為蒸發器使用時，由于入口為兩相狀態，流量分配不均勻,將造成換熱性能的明顯變化。射流微通道混合型蒸發器，由于改變了微通道進液方式，不但能克服流量分配的問題，而且換熱性能得到進一步提高。

單孔射流的覆蓋面積較小，對于大面積熱源散熱，一般需要通過陣列式射流實現較好的換熱效果。然而，在陣列式射流冷卻中，上游流體射流后的橫向流動，會對換熱造成不利影響：射流腔內上游壓力大，下游壓力小，分配給下游射流孔的流量較多，可能導致換熱性能上游弱、下游強[4]；下游射流孔的射流在發展過程中，受到橫流影響，可能無法有效沖擊換熱面，從而造成射流滯止區的換熱弱化[5-6]。

為消除橫向流動對下游射流的影響，SUNG等[7]設計了微通道內射流孔孔徑沿橫流方向依次降低的陣列射流，對 HFE7100工質的數值仿真表明，在低Re下，換熱效果有很大提升，表面溫度也更加均勻。HUSAIN等[8]以水為工質進行陣列射流的單相換熱模擬，他們發現橫流的影響沿流動方向不斷增強，但是在相鄰射流孔中間位置增加柱肋后，可緩解此現象，保證下游射流的完整性，強化對應區域的換熱。

微肋表面強化結構不僅可以克服橫流作用對下游射流孔射流發展的不利影響，同時也增加了總換熱面積以及流體的擾動，可以有效強化陣列式射流和微通道散熱冷卻性能。NDAO等[9]在以R134a為工質射流沖擊針肋表面的實驗中發現，在單相換熱段，肋片顯著強化了換熱性能，在換熱面積增大2.44倍的情況下，換熱系數（Heat Transfer Coefficient，HTC）增長高達3.03倍。作者之后對各種橫截面形狀的針肋結構進行了強化換熱性能的比較，結果發現，肋片換熱性能最好的是圓形截面肋片，其次是方形截面肋片[10]。馬愛香等[11]研究了FC-72射流沖擊方柱結構表面的流動沸騰，指出方柱微結構表面具有明顯強化換熱能力，但肋效率會隨熱流密度升高而降低。RAU等[12]以HFE7100為工質研究陣列式射流沸騰換熱系數時，比較了射流沖擊光滑銅面和微肋銅表面的相變換熱性能，發現肋片不僅擴展了換熱面積，同時也增加了汽化核心，從而大幅提高了HTC和臨界熱流密度（Critical Heat Flux，CHF）。楊瑞波等[13]以去離子水為工質研究了陣列式射流沖擊方肋結構表面的換熱性能，指出肋片直接影響換熱能力，但并非越高越好，而是存在最佳高度。張永海等[14]以FC-72為工質進行了射流沖擊方柱微肋結構表面繼而在針肋微通道內流動沸騰換熱的實驗研究，結果表明肋效率隨熱流密度和流動速度的增大而逐漸降低。

目前陣列式射流微肋表面或微通道兩相換熱過程中橫流影響的研究尚有欠缺，同時還未有人針對實際應用中換熱面朝向不定的特點，對射流沸騰和橫流的作用進行深入研究。本文建立閉環冷卻實驗系統，以HFE7000為冷卻工質研究針肋微通道表面的陣列射流沸騰，研究射流速度和過冷度的影響，并重點考察測試段在 4種不同放置方向時橫流對沸騰換熱的影響。

1 實驗系統和方法

1.1 冷卻環路

圖1所示為本文建立的實驗系統環路示意圖。如圖所示，流體經過齒輪泵提高壓力后，依次經過渦輪流量計和顆粒過濾器，進入測試段進行射流沸騰換熱，相變后的流體進入板式換熱器，被凝結、過冷到設定的溫度，回到齒輪泵的入口，完成1次循環。

圖1 冷卻環路示意圖

支路上的隔膜式蓄能器可以緩沖環路內由單相流動到兩相流動變化時的體積變化。同時，通過調節氣側充入的N壓力，可以控制系統的整體壓力水平。測試段出口壓力可以通過調整其后的針閥開度進行細微調節。測試段出口壓力為225.4kPa±7.2 kPa，對應飽和溫度為60 ℃±1 ℃。通過調節恒溫冷卻水溫度和流量可以對板式換熱器的工質出口溫度進行控制，由于在主環路的管壁外采用聚氨酯套筒進行保溫，測試段入口溫度和過冷器出口溫度非常接近。本文實驗分別保證測試段入口溫度Tin為45 ℃和40 ℃，即入口過冷度ΔTsub為15 ℃和20 ℃。

1.2 蒸發器測試段

圖2為測試段示意圖，主要包括上蓋板、分配腔、肋片換熱面和加熱片。上蓋板、分配腔、換熱面均為黃銅材料（導熱系數約為100 W/(m·K)），各部分通過銀焊連接。測試段外形尺寸為 50 mm（長）× 50 mm（寬）× 70 mm（高），加熱面積 Aheater為 40 mm ×40 mm。加熱片為不銹鋼材質，電阻約為 11 Ω，安裝時，在測試段加熱面涂抹導熱硅脂，以減少接觸熱阻。加熱片與測試段外部以酚醛樹脂電木（導熱系數約為0.023 W/(m·K)，耐溫140 ℃）作為第一層保溫外殼，以螺栓緊固，確保測試段與加熱片的緊密貼合。在酚醛樹脂電木外圍以聚氨酯保溫棉包裹，進一步保溫絕熱，減小測試段向環境的漏熱。

分配腔的具體結構如圖2(b)所示，出入口均設計在側邊，在入口段設計擾流板，以實現橫向方向的流量均勻分配，出口段設計為漸擴形，保證兩相流體的順暢排出。射流孔板厚度L=1.5 mm，在X和Y方向各有 18排射流孔，射流孔徑 Djet= 0.4 mm，間距S = 2.4 mm。Y方向孔徑不變，為實現流量均勻分配，每3排為一組，以隔板隔開；X方向，每6列射流孔為一組，分為上游射流孔、中游射流孔和下游射流孔。

換熱面基底厚度Lbase=2 mm，肋片覆蓋面積Abase為42 mm × 42 mm，略大于40.8 mm×40.8 mm的射流孔中心覆蓋面積。肋寬和肋間距為0.3 mm，肋片頂住上蓋板，高度為2.3 mm，形成針肋微通道。采用3根線徑0.127 mm的T型熱電偶分別測量上中下游區域的壁面溫度，熱電偶的測溫精度為±0.5 ℃，測溫點位于 Y方向中心線上，距離底部加熱片0.5 mm，在X方向上的分布如圖2(a)所示。

圖2 陣列射流測試段示意圖

1.3 數據處理方法

本文測試段采用薄電加熱片加熱，由于加熱片與測試段緊密貼合，且整個測試段保溫較好，向周圍環境散熱的損失可以忽略，因此，本文加熱熱流密度可計算為：

式中：

U——電加熱片加熱電壓，V；

I——電加熱片加熱電流，A；

Aheater——電加熱片有效加熱面積，m2。

對上、中、下游3個點測得的溫度取平均，得到蒸發器底面平均溫度Tb，定義壁面過熱度為底面平均溫度與飽和溫度之差，即：

式中：

Tb——底面平均溫度，℃；

Ts——相變飽和溫度，℃；

測試段上、中、下游的換熱系數以式(3)計算：

式中：

q——熱流密度，W/m2；

Ti——各測點測得的溫度，℃；

Tin——工質入口溫度，℃；

對局部換熱系數取平均，即可得到測試段的平均換熱系數have。

2 結果分析與討論

2.1 基本傳熱特性

圖3為射流向下、流量為0.5 L/min、入口溫度為45 ℃時的局部換熱系數曲線圖。由圖可見，熱流密度較低時，換熱系數隨熱流密度的變化不大，為單相換熱階段。局部換熱系數沿橫流方向逐漸降低表明，中、下游射流受橫流影響，射流沖擊能力變弱，主要依靠橫向流動進行換熱。隨著熱流密度的增加，由于下游的換熱較弱，而且橫流流體經上游加熱后，溫度較高，因此下游區域壁面溫度較高，率先發生相變，引起換熱系數的增加。之后，中游和上游區域的壁面溫度相繼達到了相變點，發生相變換熱，換熱系數快速升高。當 3個區域都開始相變時，換熱性能差距相對較小。由于中、上游區域橫流沖刷較小，氣泡不易脫離壁面，積聚在一起，換熱系數較早發生惡化。而下游區域，橫流速度較大，且上游區域惡化后，氣體壓力升高，導致下游射流孔流量分配更多，沖擊作用更大，氣泡容易被沖擊凝結破裂，難以聚集，因此換熱系數更高，且難以發生惡化。

圖3 局部換熱系數隨熱流密度變化

2.2 流量及入口溫度的影響

如圖 4所示，在相同的入口溫度 45 ℃下，在單相換熱階段，流量為 0.3 L/min時的平均換熱系數明顯低于 0.5 L/min時的換熱系數；原因在于流量越低，射流速度和橫流速度都越小，射流速度降低，對肋片根部區域的換熱不利，而橫流速度的降低，則更多地影響了肋片周邊區域的換熱，兩者共同導致了平均換熱系數的降低。隨著相變的發生，兩者之間的差距縮小，表明核態沸騰時，相變換熱的比重大于單相換熱，但是 0.5 L/min時出現傳熱惡化的熱流密度更高。

圖4 流量及入口溫度對傳熱的影響

由圖4(a)可以發現，在相同流量0.5 L/min下，當入口溫度由 45 ℃降低到 40 ℃時，沸騰曲線有右移趨勢，平均換熱系數有較大幅度的降低。但是，當入口溫度45 ℃時的換熱系數開始急劇降低，入口溫度40 ℃的換熱系數仍然處于持續增長階段，因此可以推測其將獲得更高的臨界熱流密度。這些和現有文獻的結論是一致的；例如：MUDAWAR等[15]在微通道射流研究中發現，過冷度的提高推遲了核態沸騰的發生，同時也提高了CHF；JOSHI等[16]在陣列式射流沖擊具有燒結多孔層的肋片表面的研究中發現，入口過冷度為5.5 K時的換熱性能要比入口過冷度10 K時的換熱系數有大幅度的提高。

2.3 蒸發器放置方向的影響

本文研究了射流向下、射流向上、橫流向下以及橫流向上4種測試段放置方向時的換熱性能。如圖5所示為射流向下時的測試段布置方向的示意圖（圖中并未畫出肋片及其他復雜結構，且僅代表射流向下放置），此時射流順重力方向。同理，射流向上放置時射流為逆重力方向，橫流向上為橫流逆重力方向，橫流向下為橫流順重力方向。

圖5 蒸發器放置方向（射流向下）示意圖

圖6為測試段不同放置方向時的換熱情況的比較。由圖6(a)和圖6(b)可見：1）4種放置方向下的平均換熱性能在單相換熱和核態沸騰發展階段差別很小；2）射流向上時的換熱惡化（換熱系數下降）出現得最晚，橫流向上和橫流向下換熱惡化時的熱流密度差別較小，而射流向下時的換熱系數最早出現降低的趨勢。

進一步分析如圖6(c)所示的局部換熱系數可以發現：在相變初期，相比于射流向下放置，射流向上時上游會積聚氣體，導致上游壓力增大，上游射流孔分配到的流量變少，對應換熱區域相變程度增強，換熱系數反而變大；熱流密度繼續增大，上游的汽泡持續增多，對換熱不再有利；而下游射流孔，隨熱流密度提高，分配流量也不斷增大，下游射流孔過冷液體的沖擊，造成下游汽泡的破碎，對于下游地區的沸騰強化作用較大。

對于圖6(d)中橫流向上和橫流向下兩種放置方位的局部換熱系數，分析如下：對于橫流向下的蒸發器，當熱流密度較低時，蒸發器內部相變程度較低時，產生的汽泡較小，在橫流沖刷下能順利排出測試段；隨著熱流密度增加，相變程度繼續增加，汽泡增多，在浮力作用下積聚在上游區域，增大了此區域的壓力，造成上流射流孔流量補給不足，形成惡性循環，局部換熱系數急劇降低；相變程度繼續加深后，上游積聚汽泡，阻礙了射流的發展，進一步增大了下游射流孔的流量，且對比橫流向上的布置，下游分配的流量更大，因而換熱系數更高；對于下游區域，可明顯觀察到，橫流向下時的相變起始點（Onset of Nucleate Boiling，ONB）比橫流向上推遲，這是由于橫流向下時，分配腔內部的流體也是向下流動，導致下游射流孔的流量較大，射流沖擊能力增強，ONB推遲。

圖6 蒸發器放置方向的影響（流量0.5 L/min，Tin=45 ℃）

圖6(e)給出了不同放置方向時測試段的壓降。總體上看，在相同熱流密度下，射流向上時壓降更小；原因在于相較于射流向下的布置，射流向上布置時，汽泡不易被帶出蒸發器，積聚在蒸發器內部，造成上游壓力增大，導致下游射流孔分配流量增多，從而縮短了流體在蒸發器內部的流動距離，因而壓降不增反降。橫流向上布置壓降高于橫流向下布置，原因也是如此。這也解釋了為什么射流向上時的平均換熱性能比朝上時好，橫流向下的平均換熱性能比向上好。因為射流向上和橫流向下測試段上游能夠分配到更多的流量，而這些流量對下游冷卻也起到了強化作用。

圖 6(f)給出了加熱面的最大溫差。在沸騰發展段，雖然測試段放置方向的改變對平均換熱性能的影響較小，但對換熱面均溫性的影響仍然較大，其原因在于，4種放置方向下，汽泡排出的難易程度不同，由易至難順序依次為：橫流向上、射流向下、射流向上、橫流向下。汽泡排出不利時，上游易堵塞，惡化較早，換熱系數較低，而下游區域，射流孔流量增多，換熱系數較高。如在熱流密度51 W/cm2時，下游區域對應的換熱系數分別為10,962、10,185、1,175 和 12,130 W/(m2·K)。對于汽泡排出不利的放置方向，維持平均換熱性能依靠的是下游換熱系數急劇的增大，而不是整體換熱性能的提升，故而會導致換熱面均溫性較差。

3 結論

本文研究了陣列式射流沖擊微肋表面蒸發器的換熱性能，主要考察了流量、入口溫度等流動參數和放置方向等空間參數對蒸發器沸騰換熱性能的影響，主要結論如下：

1）上游區域換熱主要依靠射流沖擊，下游區域換熱主要依靠橫流。相變后，上游汽泡積聚，下游射流沖擊增強，射流冷卻比重增大；

2）提高流量，增大射流速度，可以明顯提高蒸發器換熱性能。降低流量時，相變起始點發生提前，出現傳熱惡化的熱流密度變小；

3）降低入口溫度，相變換熱系數明顯減小，相變起始點推遲，但臨界熱流密度將更高；

4）在單相換熱和核態沸騰發展段，放置方向對換熱性能影響不大；

5）核態沸騰發展段，放置方向對腔內氣體排出不利時，流量分配不均程度加深，下游射流孔換熱系數提高，出入口壓降降低；

6）放置方向對換熱的均勻性有較大的影響，射流向下和橫流向上的均溫性相對較好。

[1]徐博, 祁照崗, 陳江平, 等. 微通道換熱器翅片參數研究[J]. 制冷技術, 2011, 31(4): 16-20.

[2]張蕾. 微通道換熱器空調系統性能試驗分析[J]. 制冷技術, 2010, 30(1): 33-36.

[3]李峰, 徐博, 楊濤, 等. 家用空調微通道換熱器流量分配特性研究[J]. 制冷技術, 2012, 32(9): 13-17.

[4]ANDREWS G E, HUSSAIN C I. Full coverage impingement heat transfer: the influence of channel height[C]// Proceedings of 8th International Heat Transfer Conference, 1986: 1205-1211.

[5]ANDREWS G E, HUSSAIN C I. Full coverage impingement heat transfer-The influence of crossflow[C]// 23rd Joint Propulsion Conference, 1987.

[6]RHEE D H, YOON P H, CHO H H. Local heat/mass transfer and flow characteristics of array impinging jets with effusion holes ejecting spent air[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2003, 46(6): 1049-1061.

[7]SUNG M K, MUDAWAR I. Effects of jet pattern on single-phase cooling performance of hybrid micro-channel/micro-circular-jet-impingement thermal management scheme[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2008, 51(19): 4614-4627.

[8]HUSAIN A, ARIZ M, AL-RAWAHI N Z H, et al.Thermal performance analysis of a hybrid micro-channel,-pillar and -jet impingement heat sink[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 102: 989-1000.

[9]NDAO S, LEE H J, PELES Y, et al. Heat transfer enhancement from micro pin fins subjected to an impinging jet[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2012, 55(1): 413-421.

[10]NDAO S, PELES Y, JENSEN M K. Effects of pin fin shape and configuration on the single-phase heat transfer charact- eristics of jet impingement on micro pin fins[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2014, 70:856-863.

[11]馬愛香, 魏進家, 袁敏哲, 等. 方柱微結構表面上FC-72的流動沸騰強化換熱實驗研究[J]. 工程熱物理學報, 2009(8): 1324-1326.

[12]RAU M J, GARIMELLA S V, DEDE E M, et al. Boiling heat transfer from an array of round jets with hybrid surface enhancements[J]. Journal of Heat Transfer, 2015,137(7): 071501.

[13]楊瑞波, 夏國棟, 柴磊. 受限浸沒射流陣列沖擊針肋熱沉的傳熱特性[J]. 航空動力學報, 2010(12): 2795-2801.

[14]張永海, 魏進家, 郭棟. 方柱微結構表面射流-流動沸騰強化換熱[J]. 工程熱物理學報, 2012, 33(6): 973-977.

[15]SUNG M K, MUDAWAR I. Single-phase and two-phase hybrid cooling schemes for high-heat-flux thermal management of defense electronics[J]. Journal of Electronic Packaging, 2009, 131(2): 121-131.

[16]JOSHI S N, DEDE E M. Effect of sub-cooling on performance of a multi-jet two phase cooler with multi-scale porous surfaces[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2015, 87: 110-120.

Experimental Study on Heat Transfer Performance of Jet Impingement - Pin Fin Microchannel Hybrid Evaporator

CUI Fulong, ZHAN Kejing, HONG Fangjun*
(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

A closed-loop experimental setup was built to study the heat transfer performance of jet impingement boiling in a pin-fin microchannel with one-side outlet using HFE7000 as the working fluid. The effects of flow rate, inlet temperature and test section placement directions on the heat transfer characteristics were experimentally investigated under a constant back pressure. It was found that increasing flow rate can improve heat transfer coefficient and delay heat transfer deterioration. A lager inlet temperature leads to an earlier onset of nucleate boiling, a higher heat transfer coefficient, as well as an earlier heat transfer deterioration. The placement direction of test section has little influence on average heat transfer coefficient in both single-phase and nucleate boiling developing stages, however, it strongly affects the uniformity of heating surface temperature, with the better uniformity in the cases of downward-jet and upward-crossflow.

Pin fin microchannel; Jet array impingement; Nucleate boiling; Placement direction

10.3969/j.issn.2095-4468.2017.04.101

*洪芳軍（1976-），男，教授，博士。研究方向：微小尺度流動與傳熱傳質。聯系地址：上海市閔行區東川路800號，郵編：200240。聯系電話：021-34204377。E-mail：mehongfj@sjtu.edu.cn。

國家自然科學基金資助項目（No.51376129）；上海航天技術研究院-上海交大航天先進技術聯合研究中心資助項目（No.USCAST2015-06）。