泵驅兩相回路中的小通道蒸發器傳熱特性試驗研究

趙陶程，鄭毅，王賀，張程賓

東南大學能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096

隨著電子信息技術的快速發展，電子設備朝著集成化、微型化的方向發展。在航空領域，越來越先進的機載雷達，使航電系統大幅提高了航空器的性能，但電子設備的熱負荷也隨之增加[1-2]。隨著機載電子、電氣設備功耗的持續增長，可靠高效的冷卻技術是保障航空器安全飛行的重要保證。因此，在航空設備換熱系統中，迫切需要大功率下的新型換熱系統實現高效散熱[3-4]。小通道換熱器具有結構緊湊、傳熱效率高的獨特優勢，因此被認為是一種很有前途的冷卻方案[5]。在電子器件散熱應用中，臨界熱流密度（CHF）是小通道內流體流動沸騰傳熱特性的一項關鍵參數[6-7]。在達到臨界熱流時，小通道內發生復雜的沸騰傳熱傳質現象，伴隨兩相流動、界面蒸發、氣泡核化、流型演化、溫度脈動、氣液耦合等過程[8]。如果能對臨界熱流的出現提前預警，將能有效保障小通道蒸發器高效工作及機載電子設備安全可靠運行。因此，研究臨界熱流發生前小通道內流動沸騰傳熱行為及流型具有重大意義，對于保證機載電子器件的高效率散熱及航空飛行器的安全可靠運行是至關重要的[9]。

臨界熱流密度是指開始發生沸騰危機前的最大熱流密度。當小通道熱流密度超過其臨界熱流密度，會導致傳熱性能急劇惡化，從而導致機載電子器件因溫度過高而損壞。鑒于此，國內外學者對小通道內流動沸騰的臨界熱流密度開展了大量的理論和試驗研究。主要集中于如何提高小通道的臨界熱流密度以及如何對小通道換熱器進行傳熱強化[10-11]。如質量流量對CHF的影響[12]：在低質量通量下，由于毛細管效應，CHF 得到了顯著增強。而換熱性能卻會隨著質量流量的增加而得到強化[13]。但質量流量并不是主要的影響機制。此外，也有學者通過試驗發現[14]，CHF隨著飽和入口溫度和入口蒸汽質量的增加而減少。但由于受通道尺寸以及工質的影響，臨界熱流密度隨著水力直徑的減少以及質量速度和過冷度的增加而增加[15]。同時，小通道中流體干度對臨界熱流密度也有很大的影響，在蒸汽質量為0.67～0.79 時，臨界熱流密度的范圍為80～110kW/m2[16]。但也有不同學者[17]對R134a在單圓管中流動沸騰的臨界熱流密度進行研究，發現臨界熱流密度隨著質量流量、管徑和入口過冷度的增加而增加。而對CHF 機理的深入研究[18]發現，蒸干是導致臨界熱流密度的主要機理。增加飽和壓力會使臨界熱流密度增加到某一壓力，超過這個壓力，臨界熱流密度就會降低。總之，現有研究工作主要針對CHF的影響因素進行分析，但卻忽視了出現CHF之前微小通道流動沸騰傳熱過程出現的獨特現象。

小通道內沸騰傳熱過程中兩相流流型的演化可以反映出小通道內工質沸騰傳熱機理的轉變。現有研究表明，小通道內主要流型有分散氣泡流、彈狀流、段塞流、攪拌流和波環狀流，且每種流型的出現頻率和流動形態與通道尺度、熱通量和質量流量有關[19]。不同通道、不同工質、不同外部條件的流型圖也存在差異。而在波狀微通道散熱器中使用HFE-7100的試驗研究中觀察到了氣泡流、彈狀流和環狀流的流型[20]。使用R32作為工質觀察水平微通道的流型變化規律則表明[21]，干度在0.25～0.35為攪拌流轉變為環狀流的邊界，干度在0.75～0.9 為環狀流轉變為局部蒸干邊界。而孤立氣泡流主要在出口干度＜0.1的低干度區域[22]。對低慣性兩相流流型轉換的研究表明，重力方向對流型也有明顯的影響[23]。目前，微小通道流型演化及轉變邊界已被廣泛研究[24]，卻很少關注臨界熱流出現前通道內出現的獨特流型及其對小通道壁溫、壓降等的影響。尤其是對傳熱失穩與流型變化的關系以及其內在的傳熱機理還并不清楚。

綜上所述，針對小通道內流動沸騰的臨界熱流密度以及兩相流流型的演化的試驗研究已取得了一定進展，然而，對于臨界熱流密度發生前小通道內出現的獨特現象及其流型演化還需進一步研究，關于壁溫、壓降的動態特性及其內在的聯系也未被充分揭示。為此，本文基于可視化試驗平臺設計并搭建了泵驅兩相流小通道換熱系統，深入探究了臨界熱流密度前不同工況下小通道溫度、壓力對流量的動態響應特性及對應氣液兩相流流型演化的內在聯系，為小通道換熱器在機載電子設備的應用奠定科學基礎。

1 試驗系統描述

本試驗系統包括數據采集單元和流體循環單元，試驗系統圖如圖1所示。

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

流體循環單元包括小通道蒸發器、冷凝器（板式換熱器）、儲液罐、機械泵、預熱器。整個試驗系統的工作過程為：首先穩定儲液罐的溫度，保證系統初始蒸發溫度恒定；開啟機械泵和恒溫水浴，從冷凝器流出的過冷液體工質通過機械泵升壓后經預熱段預熱，隨后進入小通道蒸發器內吸熱發生沸騰相變成為兩相狀態，之后進入冷凝器冷凝成為過冷液體，完成一次循環。在試驗中，恒溫水浴與冷凝器相連，并為整個試驗系統提供冷量。整個試驗數據采集裝置主要采集流型、溫度、壓力、循環流量等參數。小通道蒸發器壁面溫度的測量采用了熱電偶，5個熱電偶被均勻放置在距離小通道底部1mm 的位置。小通道蒸發器工質的進出口溫度使用鎧裝熱電偶進行測量，而進出口壓力降以及整個系統的壓力使用壓力變送器進行測量。循環流量的測量使用機械齒輪泵。整個試驗過程中使用高速顯微攝像機拍攝觀察小通道蒸發器內流體的流型變化，以微通道的中下游為拍攝區域，通過顯微鏡將區域放大至充滿整個視野。試驗裝置中所有的傳感器和試驗儀器在試驗前都進行了校準。

在航空領域的實際運行中，兩相冷卻回路在長期運行過程中會受到外界熱擾動和運行方式改變的影響，其散熱能力會產生變化。相應地，所需冷卻的機載設備的性能會發生改變。針對瞬態熱擾動，通過對關鍵參數和核心部件進行主動控制可以在不同工況下優化兩相回路性能。自動控制改變運行方式、調整運行參數可以使系統散熱能力最大化。針對兩相回路關鍵參數的瞬態變化，采用瞬態響應主動熱控制系統可以保證換熱效率，使電子設備穩定保持在規定的溫度要求內，對電子器件的性能和使用壽命有重要的影響。

小通道蒸發器內置有11條平行的矩形鋁基小通道，如圖2 所示。小通道的結構尺寸為（長）50mm×（寬）1mm×（高）0.5mm。本試驗采用甲醇作為工質。為了便于拍攝小通道內流動沸騰的流型變化，在小通道的上方封裝6mm厚的石英玻璃，如圖3 所示。小通道蒸發器底部配有10 根加熱棒（單根額定加熱功率為250W）模擬機載電子設備運行過程中產生的熱負荷，施加的熱流密度大小通過調壓器來調節。熱源與蒸發器的接觸面為45mm×20mm的長方形區域，且通過耐高溫導熱膠封裝液態金屬導熱片來減小加熱鋁基體與蒸發器底面間的接觸熱阻。整個小通道蒸發器的保溫是使用多層玻璃纖維保溫棉完成的，使用錫箔紙在試驗裝置外表面進行封裝。通過能量校核，本試驗的熱損失大約在5%以內。

圖2 小通道結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of minichannel

圖3 熱電偶布置圖Fig.3 The layout of thermocouples

2 結果分析和討論

針對機載電子設備在不同功耗下的散熱需求，采用以上試驗平臺開展了不同熱負荷和不同流量情況下沸騰傳熱試驗研究。圖4 給出了工質流量階躍下降過程中壁面溫度與進出口壓力的動態響應特性（施加的熱流密度q=33.3W/cm2，入口過冷度ΔTsub=9℃，初始質量通量G=351kg/(m2·s)）。試驗研究表明，在定熱流條件下，通道流量降低不再單一弱化小通道內流動沸騰傳熱性能，也會強化小通道蒸發器傳熱性能，即存在最佳流量使得流動沸騰傳熱性能最優。根據壁溫隨工質流量減少的動態響應特性，整個微通道內流動沸騰傳熱過程依次經歷全域高效傳熱階段、局部傳熱弱化階段和全域傳熱惡化階段。

圖4 壁溫和進出口溫度的動態響應特性Fig.4 Dynamic response of wall temperature and inlet and outlet temperature

2.1 全域高效傳熱階段

從圖4中可以看出，在全域高效傳熱階段，通道流量減少有助于強化整個小通道內流動沸騰傳熱性能，即壁面整體溫度隨著流量減少而降低。對于本文研究工況，在質量通量G＞70kg/(m2·s)情況下，微流道處于穩定高效傳熱階段，隨著流量減少，定熱流作用下的壁面溫度不是逐漸上升而是逐步下降。在質量通量G=70kg/(m2·s)時壁面溫度降到最低，此時傳熱性能最為優越。值得注意的是，兩相回路的熱負荷取決于機載電子設備的熱負荷，即熱負荷不能被主動控制，因此，在泵驅兩相回路中，循環流體流量是調節小通道蒸發器處于全域高效傳熱階段的優選控制變量。

圖5（a）中給出了在本文研究工況下小通道壁溫的分布情況。試驗研究表明：在全域高效傳熱階段，壁溫分布曲線第一次出現了交叉，在質量通量為469kg/(m2·s)時發生，這是因為此時小通道以單相強制對流為主要的傳熱機理，僅在靠近出口處發生了流動沸騰，質量流量的改變對其換熱效果影響較小。圖5（a）中溫度測點6相較于其他測點的溫度明顯較低，說明小通道在靠近出口處傳熱效果更強，也預示著靠近出口處會最先進入傳熱弱化階段。值得注意的是，在圖4中小通道進出口溫度曲線也出現了交叉，這是因為工質發生流動沸騰后兩相流壓降增加，小通道內飽和壓力沿程降低，飽和溫度也因此沿程降低。當飽和溫度沿程溫降大于入口的過冷度時，進出口溫度就會出現交叉。

圖5 小通道蒸發器壁面溫度(q=33.3W/cm2,ΔTsub=9℃,初始G=351kg/(m2·s))Fig.5 Wall temperature of minichannel evaporator

為了更好地描述小通道壁面的均溫性，本文引入壁面溫度的方差S2，S2的計算公式如下

式中：Tave為壁面的平均溫度(℃)，其計算公式如下

如圖5（b）所示，在全域高效傳熱階段，壁面均溫性也明顯更好，同時均溫性隨著流量的減少略有降低。

為了進一步了解換熱各個階段的傳熱機理，可以從壓力和溫度結合的角度進行分析。圖6 反映了進出口壓力隨流量由高到低變化的動態響應特性。全局高效傳熱階段壓降如圖7（a）所示，其壓降脈動振幅為0.075kPa，周期為3.6s。該傳熱階段下壓降和溫度的波動非常穩定，但該階段進口壓力會出現突升或突降。這主要是因為氣泡在靠近入口處的壁面成核，隨著時間的推移，氣泡開始成長并和相鄰的氣泡合并，最終合并成一個細長的氣泡。細長的氣泡占據了整個通道的寬度并被迫擴大改變流動的方向，從而增加了流動阻力和流動倒流的可能性。而由于此時進口壓力較大，單相段的長度較長，使得流動倒流至入口緩流槽的可能性很低。即使產生倒流也會隨著時間的推移趨于穩定。

圖6 進出口壓力動態響應特性Fig.6 Dynamic response of inlet and outlet pressure

圖7 三種不同換熱階段的壓降波動(q=33.3W/cm2,ΔTsub=9℃,初始G=351kg/(m2?s))Fig.7 Pressure drop fluctuation in three stages

圖8為小通道出口段工質流動沸騰出現的流程圖。在全域高效傳熱階段，隨著流量的減少，小通道出口處依次觀測到的流型是氣泡流、段塞流、攪拌流、環狀流。環狀流的出現標志著小通道出口處于最佳傳熱狀態，此時傳熱效果最好。

小通道蒸發器出口干度的計算公式[21]

式中：hfg為汽化潛熱（kJ/kg）；Qeff為有效熱流密度（W/m2）；?為質量流量（kg/s）；cp為比定壓熱容（J/（kg·K））；Ts,in為入口壓力對應的飽和溫度（℃）。此階段出口的干度xout為0.26～0.3，如圖9所示。

2.2 局部傳熱弱化階段

在局部傳熱弱化階段，通道流量減少會使出口段壁溫上升，通道的中上游區域的壁溫基本不變，但整個通道還能維持穩定工作。當流量低于第一臨界點時，即流量變為49kg/(m2·s)，微通道內流動沸騰進入局部傳熱弱化階段。流量繼續降低，靠近出口側的壁面溫度開始升高，即在出口段傳熱開始弱化，但靠近入口側的壁溫仍然在下降。從圖4（a）中也可以看出，在局部傳熱弱化階段，壁溫分布曲線出現了第二次交叉。這說明通道的中上游的沸騰傳熱還沒有開始弱化，反而隨著流量的減少強化換熱。出口段局部的傳熱弱化現象的出現并不影響蒸發器整體的傳熱性能。只有當入口段的壁溫也開始劇烈上升，整個小通道蒸發器才發生燒干，進入全域完全傳熱惡化的階段。從圖4（b）中可以看出，正是由于進口壁溫降低，出口壁溫升高的相反作用，壁面的均溫性提高。因此壁面均溫性最好的時候是出口側傳熱效率有些許下降的時候，并不是整個通道都處于最優的換熱工況。但對于航空器上實際運行的泵驅兩相回路，此階段的出現標志著小通道蒸發器即將出現全域傳熱惡化，應盡快調控流量以避免小通道蒸發器進入全域傳熱惡化階段。

局部傳熱弱化階段是壓降小幅脈動的穩定傳熱階段，典型階段的壓降如圖7（b）所示，小幅壓降脈動的振幅為0.7kPa，周期為4s。小幅脈動成因有兩個：一是當反環狀流首先在出口側出現時，靠近入口側加熱管道表面周期性的泡狀流沖刷，該工況下氣泡不斷長大，到達臨界直徑后脫離壁面，并往下游集聚，之后在成核點生成新的氣泡不斷反復；在此期間，流動的氣泡有一定概率與下游的氣泡匯聚成大氣泡，甚至形成氣塞堵塞整個通道，氣塞長大破裂形成短暫的環狀流沖刷壁面，而后又被上游的液體充滿，因此造成了較大的壓降脈動的振幅。二是隨著入口壓力以及單相段長度的減少，倒流會導致上游的氣泡被推回入口緩沖槽，進而導致入口段的流量突然減少，產生較大的入口壓力脈動[25]。

如圖8 所示，局部傳熱弱化階段，隨著流量的逐漸減少，干度繼續增加造成局部氣膜的覆蓋，使小通道出口處壁面的局部區域被一層穩定的氣膜所包裹，對流蒸發傳熱效率下降。如圖9 所示，此階段出口干度增至0.32～0.36。小通道中下游的流型轉變為反環狀流，熱量主要通過小通道中心區域的液體的蒸發相變進行傳遞，液體只浸潤部分壁面，壁面與流體間主要的傳熱熱阻為覆蓋部分壁面的氣膜。

圖8 小通道中下游流型隨流量變化情況(q=33.3W/cm2,ΔTsub=9℃,初始G=351kg/(m2?s))Fig.8 Flow pattern evolution with flow rate in the middle and lower reaches

2.3 全域傳熱惡化階段

在全域傳熱惡化階段（見圖4），通道流量減少會使整個通道壁溫急劇上升，即進入燒干狀態，整個通道無法維持穩定工作。當流量低于臨界熱流密度點，即流量變為35kg/(m2·s)，微通道內流動沸騰進入全域傳熱弱化階段。圖5（b）的均溫性急劇下降也反映出整個通道的傳熱效果急劇惡化。若小通道蒸發器長時間在此階段運行將會造成機載電子設備溫度過高而失效，影響航空飛行器的安全穩定運行。

全域傳熱惡化階段是壓降大幅脈動的不穩定換熱階段，典型階段的壓降如圖7（c）所示，大幅壓降脈動的振幅為1.7kPa，周期為14.3s。大幅脈動的成因與小幅脈動的基本相同，隨著質量通量的進一步減少，反環狀流出現的位置向入口側移動，液體沖刷壁面的頻率增大，同時入口段氣泡的聚并阻止流入的流體進入小通道，嚴重的倒流導致入口壓力的大幅脈動。但由于低質量通量下小通道中出現了明顯的局部干涸現象，致使液膜變薄變少，故氣相變多。如圖9所示，此階段出口干度普遍大于0.36，由于氣相黏度明顯小于液相黏度，故此階段壓降相應減少。

圖9 不同出口干度下小通道所處的狀態變化Fig.9 The state evolution of minichannel under different exit dryness

3 結論

為了更好地對航空器的高熱流密度的電子設備進行熱管理，本文從試驗方面研究了不同流量和熱負荷下泵驅兩相回路矩形截面平行小通道蒸發器的壁溫和壓力的動態響應特性以及流型演化。根據溫度響應特性將小通道蒸發器內流動沸騰傳熱過程隨工質流量由高到低依次分為流動沸騰全域高效傳熱階段、局部傳熱弱化階段、全域傳熱惡化階段。本文的主要結論如下：

（1）全域高效傳熱階段中，逐步減少流量會增強小通道蒸發器的核態沸騰，壁溫單調下降。局部傳熱弱化階段中，流量的減少會使小通道蒸發器出口出現傳熱弱化。壁溫有所上升，但并不會快速上升失穩。局部傳熱弱化階段的出現可作為臨界熱流密度的預警，通過調控流量使小通道蒸發器始終處于全域高效傳熱階段，避免進入局部傳熱弱化階段，從而可以保證機載電子設備穩定運行。

（2）全域高效傳熱階段整體壓降較大，但穩定性很高，入口倒流現象不明顯；局部傳熱弱化階段壓降減少，會有小幅脈動出現，入口倒流加劇，穩定性較差；全域傳熱惡化階段壓降最小，但會產生大幅脈動，出現嚴重的入口倒流，穩定性最差。

（3）反環狀流是出現傳熱弱化的標志，而出現傳熱弱化是小通道出現傳熱惡化的標志，隨著流量的減小，環狀流向反環狀流轉變的起點逐漸向蒸發器的進口靠近，這與溫度的變化趨勢一致。