帶矩形重入腔的直肋微通道內流動沸騰換熱特性

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收稿日期：2024-01-30。

作者簡介：吳越（1999—），男，碩士生；晏鑫（通信作者），男，教授，博士生導師。

基金項目：陜西省自然科學基金資助項目（2023-JC-YB-340）；國家自然科學基金資助項目（52076165）。

網絡出版時間：2024-04-16""" 網絡出版地址：https：∥link.cnki.net/urlid/61.1069.T.20240415.1142.008

摘要：為揭示矩形重入腔強化直肋微通道內流動沸騰換熱的機理，采用實驗方法研究了帶矩形重入腔的直肋微通道內的流動沸騰換熱特性，獲得了不同質量流率（200～500kg·m－2·s－1）和不同熱流密度（0～78.16W·cm－2）條件下微通道內的傳熱系數和壓降，并與無矩形重入腔的直肋微通道內的流動換熱性能進行了對比。結合流態可視化測量結果，對微通道內流動沸騰過程中的流態進行了分析。實驗結果表明：相比無矩形重入腔的直肋微通道，帶矩形重入腔的直肋微通道內表現出更好的傳熱特性，尤其是在高質量流率Ggt;400kg·m－2·s－1條件下，各流態下帶矩形重入腔的直肋微通道的傳熱性能均有所提升，G=500kg·m－2·s－1時提升了14.8%；重入腔結構對液相工質的毛細牽引效應，提高了直肋微通道在高熱流密度下的換熱能力和臨界熱流密度；帶矩形重入腔的直肋微通道的臨界熱流密度比無重入腔直肋微通道提升了15.2%；在單相區，帶矩形重入腔的直肋微通道內的壓降損失略高于無重入腔直肋微通道；G=500kg·m－2·s－1時，在兩相區帶矩形重入腔的直肋微通道內的壓降損失相比無重入腔直肋微通道下降了約48%。

關鍵詞：直肋微通道；換熱；流動沸騰；重入腔；流態可視化

中圖分類號：TK172" 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202407004" 文章編號：0253-987X（2024）07-0039-11

Flow Boiling Heat Transfer Characteristics in a Ribbed Micro-Channel with Rectangular Reentrant Cavities

WU Yue， ZHANG Zitao， HE Kun， YAN Xin

（School of Energy and Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract：To reveal the mechanism of enhancement of flow boiling heat transfer in ribbed microchannel by rectangular reentrant cavities， this study experimentally investigates the flow boiling heat transfer characteristic in the ribbed microchannel with rectangular reentrant cavities. It involves measuring the heat transfer coefficient and pressure drop in the rectangular reentrant microchannel （RCRM） by considering a range of mass fluxes （G=200—500kg·m－2·s－1） and heat fluxes （q=0—78.16W·cm－2）. The thermohydraulic performance in the RCRM is compared with that in the ribbed microchannel without rectangular reentrant cavities. Incorporating visual measurements， an analysis is made regarding the flow patterns during the flow boiling process in the microchannel. The experimental results demonstrate superior heat transfer characteristics in the RCRM compared to the ribbed microchannel without rectangular reentrant cavities. Particularly， under high mass flux conditions （Ggt;400kg·m－2·s－1）， the heat transfer performance in the RCRM improves across all flow regimes. At G=500kg·m－2·s－1， the improvement amounts to 14.8%. The presence of reentrant cavities enhances capillary traction effects on the liquid phase， boosting heat transfer capability and critical heat flux in the ribbed microchannel at high heat flux levels. The critical heat flux in the RCRM surpasses that in the ribbed microchannel without reentrant cavities by 15.2%. While the pressure drop penalty in the RCRM slightly exceeds that in the ribbed microchannel without reentrant cavities in the single-phase flow region， the pressure drop penalty in the RCRM is lower in the two-phase region. Specifically， at G=500kg·m－2·s－1， the pressure drop penalty in the RCRM is reduced by 48%.

Keywords：ribbed-microchannel; heat transfer; flow boiling; reentrant cavity; flow visualization

隨著電子技術的快速發展，芯片等各類電子元器件性能突飛猛進，但電子元器件的發熱功率也逐年攀升。當電子元器件的熱流密度超過100W/cm2時，常規散熱器無法適應其散熱需求［1］。微通道換熱器具有體積緊湊、冷卻效果好、積熱分散能力強、散熱能力最高超過1000W/cm2等優點［2］，能較好地滿足高熱流密度電子元器件的散熱要求，因此被研究者視為新一代電子冷卻技術［3］，受到了研究者的廣泛關注，應用在航空［4］、電子［5］以及動力電池熱管理［6］等領域。

近年來，對于微通道換熱器的研究主要集中于：①分析微通道的幾何布置的影響，例如歧管效應［7］、單雙層換熱器、入口限制器等對微通道的影響［8-9］；②采用傳熱性能更好的流體工質，例如納米流體、低沸點工質FC72、HLF7100等［10-11］；③改變微通道的幾何特征［12］來增強流體擾動，以獲得更好的換熱性能，例如在微通道內安置針肋、翅片、凸起、凹坑和多孔介質等結構［13-17］。

直肋微通道可在不改變流道體積的同時極大地拓展換熱面積，因此在微通道換熱器中應用十分普遍。在直肋微通道內增加其他的微納結構，例如微肋柱、二次通道和額外的凹坑突起結構等［18-19］，可進一步大幅提高微通道的換熱能力。重入腔是一種在肋上開設各種形狀的孔結構，在增加微通道換熱面積的同時破壞邊界層，可有效增強換熱。

Li等［20］對帶不同形狀重入腔的帶肋微通道內單相流動換熱特性進行了數值研究，發現帶正三角形重入腔結構的微通道表現出最佳的綜合換熱性能。此外，Li等［20］提出了一種新型的水滴形重入腔結構，該結構比帶正三角形重入腔結構的綜合換熱性能更好。通過對水滴形重入腔結構的幾何參數進行優化，獲得了具有最佳綜合換熱性能的水滴形重入腔結構。Hou和Chen［21］對帶不同形狀重入腔的帶肋微通道內的換熱特性進行了數值研究，得到的結論與Li等［20］一致。Tang等［22］對帶單矩形變截面和多矩形變截面微通道內的流動換熱特性開展了實驗研究，結果表明：質量流率G=400kg·m－2·s－1時，單矩形變截面微通道的換熱系數比等截面微通道換熱系數最高提升了17.6%，多矩形變截面微通道比等截面微通道換熱系數提高了40.2%。多矩形變截面微通道的進口溫度穩定性最好，表現出最佳的流動特性。Zeng等［23］在梯形直肋微通道上加工出錐形重入腔結構，并研究了該結構對梯形直肋微通道內的流動沸騰換熱特性的影響。發現重入腔結構可提供大量的成核點位，提高了微通道在高熱流密度下的換熱能力。重入腔的毛細力對工質的牽引使得通道內在流動失穩階段保持潤濕狀態，提高了梯形直肋微通道的臨界熱流密度，緩解了流動不穩定性。Bortolin等［24］研究了R134a和HEF-7000兩種低沸點工質在帶三角重入腔的微通道內的流動沸騰換熱特性，發現帶三角重入腔微通道提供的額外成核點位使得成核提前，強化了微通道換熱器在兩相區的換熱能力。在相同的質量流率、干度和熱流密度條件下，HEF-7000的傳熱系數比R134a低了近50%。

上述研究結果表明：通過增添或優化重入腔結構可改善直肋微通道的流動傳熱特性，但目前的研究針對于矩形重入腔對直肋微通道內流動沸騰傳熱特性影響的實驗研究較少，特別是對帶重入腔的直肋微通道內兩相區的流動傳熱機理仍不清晰。因此，本文開展矩形重入腔對直肋微通道內流動沸騰傳熱特性的影響機制研究，測量帶矩形重入腔的直肋微通道內的換熱系數、臨界熱流密度和壓降損失，并結合流態可視化結果分析兩相區的流動沸騰傳熱機理，并與無重入腔直肋微通道的實驗結果進行對比，揭示了矩形重入腔結構對直肋微通道內流動沸騰傳熱特性的強化換熱機理。

1" 實驗系統與方法

1.1" 流動回路

微通道流動沸騰換熱實驗系統如圖1所示。實驗回路由儲液罐、預加熱器、可調速齒輪泵、轉子流量計、實驗段和冷卻風機組成。可調速齒輪泵閉環驅動完全脫氣的去離子水，利用負載為鈦加熱管的PID溫控系統調節實驗段入口水溫。回路流量通過高精度電位器改變泵的轉速設定，并由量程為40～400ml/min的轉子流量計（常州雙環）進行監測。加熱模塊由可調直流電源與不銹鋼加熱棒構成，可通過改變輸入電壓調節加熱功率。換熱面溫度由12個插入換熱表面的K型熱電偶測得的溫度進行計算，測溫點分布如圖2所示。測試段進出口流體壓差由測壓范圍為0～6kPa、校核精度為0.19%的單晶硅差壓傳感器（聯測）、流體溫度由K型熱電偶進行測量。進出口流體壓力和溫度的測量位置為進出口靜壓腔室，與進出口流體測溫測壓口相通。溫度和壓力數據分別由NI-9213和Smacq-DAQ數據采集設備采集。流態可視化使用Photron高速攝像機進行拍攝，拍攝幀率為500～4000 幀/s。

1.2" 實驗段和微通道表面的幾何特征

微通道流動沸騰換熱實驗段如圖3所示，由換熱部分為25mm×70mm的純銅加熱模塊、石英玻璃蓋板、聚醚醚酮底板、聚四氟乙烯保溫箱、不銹鋼加熱棒組成。使用螺栓石英玻璃蓋板和聚醚醚酮底板，并采用硅橡膠密封圈保證微通道密封良好。微通道的實際尺寸通過高精度數顯測高儀進行測量，測量精度為±5μm。

在實驗段的加熱部分，采用0～110V可調直流電源對8根不銹鋼加熱棒進行供電，以給流體施加恒定的熱流密度條件，8根加熱棒與銅加熱塊的加熱模塊的對應部分配合。在加熱棒表面，涂抹導熱系數為6.5W/（m·K）的導熱硅脂以減少接觸熱阻。銅板上表面與微通道中的流體接觸并換熱。聚四氟乙烯保溫箱包覆在換熱塊外表面，以減少向環境中的散熱。

為了研究直肋微通道內重入腔結構對流動換熱特性的影響，對帶矩形重入腔的直肋微通道和無重入腔的直肋微通道進行了實驗研究。帶矩形重入腔的直肋微通道實驗表面如圖4所示，肋的寬度和通道寬度分別為Wfin和Wch，肋的高度和通道高度分別Hfin和Hch，重入腔的長寬高分別為Lrc、Wrc和Hrc，換熱表面的具體幾何參數見表 1。

1.3" 實驗流程

實驗開始前，使用超聲波清洗儀將銅塊先后浸沒在去離子水和純乙醇中清洗15min以去除可能的污染。實驗中使用的去離子水需要通過煮沸30min脫氣以去除水中的可溶性氣體。

實驗開始后打開預加熱器，并啟動儲水罐中的磁力攪拌器，保證儲水罐內的工質溫度分布均勻。啟動齒輪泵并調節流量至指定值。打開溫度監測程序，調節直流電源輸入功率。待溫度讀數穩定后，記錄對應功率下的各溫度數據，并對壓力進行1min的讀數取平均值。測量完畢后，升高直流電源輸入功率，重復以上步驟，同時使用高速攝像機觀測微通道中的流態變化。本實驗中，溫度是由測量精度為0.2%的K型熱電偶（TZ-CMEI）測量，數據由美國國家儀器公司（NI） USD-9231數據采集設備結合LabView程序進行采集記錄。壓力是由高精度差壓傳感器（聯測）測量，測量數據則由Smacq DAQ軟件采集記錄。

2" 實驗數據處理與不確定度分析

在流動沸騰換熱特性實驗中，銅試件（導熱率≈401W·m－1·K－1）由聚醚醚酮底板和聚四氟乙烯保溫層包覆，頂部由石英玻璃覆蓋，3種材料的導熱率分別約為0.2、0.22和1.3W·m－1·K－1。因此，在流動沸騰換熱特性實驗過程中，大部分熱量傳給了流體，減少了由于從實驗段到環境的熱損失造成的誤差。實驗過程中的散熱損失由散熱損失實驗測定，散熱損失實驗的詳細細節在前期工作［11］中有詳細闡述，這樣的方法被大量的微通道換熱實驗研究者采用［17， 25-26］。

微通道中用于加熱流體的有效熱量由下式確定

Qeff=Qinput－Qloss（1）

式中：Qinput為輸入功率，由直流電源輸出的電流I和電壓U確定；Qloss為散熱損失，由下式根據實驗時對應的壁面溫度確定

Qloss=0.2592（Ttc，core－Tamb）（2）

式中：Ttc，core為換熱銅塊的核心溫度；Tamb為環境溫度。系數0.2592由散熱損失實驗測定得到，即在未通流體的實驗段中施加一定的功率Qloss，測量在該功率下加熱模塊的核心溫度Ttc，core和外界環境的溫度Tamb。通過擬合的方式確定Qloss=C（Ttc，core－Tamb）中的系數C=0.2592。

相應的有效熱流密度qeff則由下式確定

qeff=QeffAfc（3）

式中：Afc為換熱表面基底的面積。

由于聚醚醚酮底板的導熱性能遠弱于純銅，可近似將換熱表面附近的導熱視為一維導熱，因此換熱表面的實際溫度可通過12個熱電偶示數的平均值Ttc，ave與測溫點離表面的距離L，并根據一維導熱進行估算

Tw=Ttc，ave－qeffLk（4）

在該實驗段中，L為熱電偶頂部到換熱表面的距離，約為2mm，k為銅的導熱系數，k=401W·m－1·K－1。

銅板表面平均換熱系數為

havg=qeffTw－Tf，avg（5）

儀表測量以及計算得到的物理量和真實量之間存在一定的偏差，由不確定度來衡量。一般情況下測量的物理量包括直接測量物理量和間接測量物理量。直接測量物理量y的不確定度通過下式確定

yi=ys+Δyi（6）

間接測量的不確定度采用誤差傳遞公式進行計算，對于y = f （x1，x2，…，xn），其不確定度為

Δyy=∑ni=1yxiΔxny2（7）

3" 實驗結果與討論

本文測量了帶矩形重入腔的直肋微通道和無重入腔直肋微通道內的平均換熱系數和壓降損失，并結合可視化測量結果分析了矩形重入腔結構對直肋微通道內的流動沸騰特性的影響機理。實驗質量流率為G=200～500kg·m－2·s－1，實驗熱流密度范圍為0～78.16W·cm－2，流體進口溫度為35℃，進口雷諾數的范圍為324.9～812.3，處在層流階段［27］。

3.1" 換熱分析

圖5給出了在不同G時實驗測量的有、無重入腔的直肋微通道內換熱系數h隨壁溫變化的規律。圖6給出了圖5（a）中各個不同流態下無重入腔直肋微通道和帶矩形重入腔的直肋微通道內對應的可視化圖像。在單相流動換熱區域，換熱系數隨壁溫緩慢增加。隨著有效熱流密度增大，壁溫上升。流體溫升上升，黏性下降。在相同泵功驅動下，流體流速上升，雷諾數上升，換熱系數有所增加。在流動進入到泡狀和彈狀流動時，換熱系數隨壁溫的增加呈現先增大后減小的趨勢。泡狀和彈狀流初期時，氣泡運動主要為滯留、脈動、脫離或生長潰滅等單一氣泡運動行為，對主流產生擾動，進而強化換熱。到了泡狀和彈狀流后期時，氣泡生長合并等多氣泡行為占據主導地位。由于此時有效熱流密度較低，熱量主要被液態流體帶走，氣泡內部維持在相對平衡的狀態，合并后的蛞蝓狀氣泡堵塞在通道出口處（見圖6（a）），阻礙主流液體流動，阻礙了換熱，因此換熱系數有所下降。到了攪拌流階段（見圖6（b）），流動換熱以劇烈的薄膜蒸發換熱為主要換熱方式，換熱系數隨壁溫快速上升。在有效熱流密度進一步增加，壁面溫度進一步上升的情況下，流動將進入環狀流階段（見圖6（c）），間歇性的不穩定膜態沸騰將主導沸騰換熱過程，傳熱惡化，壁溫快速飛升。若長時間維持在該有效熱流密度下，沸騰過程將會越過萊登弗羅斯特點進入穩定的膜態沸騰，造成壁面燒毀。

對比圖5（a）～5（d）中無重入腔直肋微通道和帶矩形重入腔的直肋微通道在單相區域內的換熱系數可以看出：帶矩形重入腔的直肋微通道在單相區域的換熱能力強于無重入腔直肋微通道，且隨著壁溫和質量流率的上升，強化換熱的幅度有所提升。在單相區域，矩形重入腔結構主要由以下兩方面增強流動換熱：重入腔進口和出口的尖銳邊緣破壞邊界層發展；改變流動截面積，突增結構引起重入腔內形成渦旋［28］。隨著質量流率增大，渦旋強度增強［20］，換熱系數提升更為明顯。泡狀和彈狀流階段，無重入腔直肋微通道換熱增強幅度大于帶矩形重入腔的直肋微通道。在這一階段氣泡成核后對主流產生擾動，增強主流流體的混合，加強對流換熱是這一時期強化換熱的主要機制。引起邊界層重新發展的重入腔結構削弱這一作用，且重入腔內的渦旋更容易引起氣泡的脈動，這一現象在高質量流率下更為明顯。攪拌流態下，在蒸干區域重入腔對液相的毛細力牽引液相工質進入重入腔沸騰蒸發，且重入腔拓展了蒸發面積，增強了換熱。在攪拌流區域，隨著壁溫增加，帶矩形重入腔的直肋微通道和無重入腔直肋微通道二者的換熱系數曲線有明顯的分離趨勢，尤其是接近臨界熱流密度（CHF）時，帶矩形重入腔的直肋微通道存在明顯的換熱能力提升。圖7對比了各個質量流率帶矩形重入腔的直肋微通道和無重入腔直肋微通道臨界熱流密度qeff，CHF。二者的臨界熱流密度qeff，CHF與質量流率G呈近似線性關系［29］，但帶矩形重入腔的直肋微通道的臨界熱流密度qeff，CHF明顯高于無重入腔直肋微通道。在G=500kg·m－2·s－1時，帶矩形重入腔的直肋微通道的臨界熱流密度上升了10.35W·cm－2，且兩條曲線存在明顯的分離趨勢，隨著質量流率的增大，這一差距將會逐漸增大。主要歸因于重入腔對液相工質的毛細力增強了通道吸液蒸發能力。

圖8展示了在不同質量流率下無重入腔直肋微通道和帶矩形重入腔的直肋微通道換熱系數h和壁溫Tw的關系。在圖8（a） 無重入腔直肋微通道中，在單相區域質量流率增大，邊界層減薄，換熱增強。進入兩相區域后，在泡狀和彈狀流階段，隨壁溫Tw的上升，在低質量流率（G=200kg·m－2·s－1）下，換熱系數h存在突增后又下降的趨勢（圖8（a）中區域（1））。在高質量流率下（G=500kg·m－2·s－1）換熱系數h首先小幅度地突增，后維持小幅度上升（圖8（a）中區域（2））。進入攪拌流后換熱系數h隨壁溫快速上升，這主要得益于兩相區氣泡的擾動，以及快速的薄膜蒸發。泡狀和彈狀流動階段，低質量流率（G=200kg·m－2·s－1）下，帶矩形重入腔的直肋微通道中的換熱規律與無重入腔直肋微通道表現出類似的規律（圖8（a）中區域（1）和圖8（b）中區域（1））。在高質量流率下（G=500kg·m－2·s－1），帶矩形重入腔的直肋微通道中的換熱規律與無重入腔直肋微通道相比存在明顯差異（圖8（a）中區域（2）和圖8（b）中區域（2））。

圖9給出圖8 （b）中區域（1）、（2）的放大圖和其中工況對應的可視化圖像。在低質量流率下（G=200kg·m－2·s－1），受核態沸騰起始點 （ONB）影響，換熱系數在成核初期存在先上升后小幅度下降然后再上升的規律。高質量流率下（G=500kg·m－2·s－1）則不存在這樣的規律，高質量流率下換熱系數隨著壁溫上升持續增加。結合對應的可視化圖像可知，在低質量流率下、成核初期，由于主流動能較小，成核點位形成的氣泡大多滯止在通道和重入腔內。重入腔內的氣泡很難從重入腔內排除，熱流密度增加時這些氣泡吸熱膨脹，生長并吞并周圍氣泡形成蛞蝓狀氣泡。由于主流動能低，并且它們的運動受到重入腔的限制，導致這些氣泡長時間滯止在通道內，阻礙了主流工質冷卻這部分通道，導致傳熱系數有所下降。隨后，流態轉變為攪拌流，換熱系數再次上升。在高質量流率下主流的過冷度更高且主流壓力和動能更大，氣泡尺寸較小且難以附著在壁面和重入腔內。蛞蝓狀氣泡主要由通道前端脫離的氣泡并且合并后端氣泡后形成。由于這些蛞蝓狀氣泡存在初始動能以及強勁的主流動能對它們的推擠作用，這些氣泡快速離開通道，不會附著在通道內。在此過程中蛞蝓狀氣泡的運動擾動主流，增強了主流的換熱。因此在高質量流率（G=500kg·m－2·s－1）下，該階段的換熱隨壁溫增加而持續增強。在高質量流率（G=500kg·m－2·s－1）下，無重入腔直肋微通道內的蛞蝓狀氣泡的形成也主要是由成核氣泡生長并吞并周圍氣泡形成，滯止在通道內阻礙了換熱。由于主流動能上升，蛞蝓狀氣泡并不會像低質量流率下一樣長時間滯留在通道內部惡化傳熱。此外，根據可視化結果統計了從生成蛞蝓狀氣泡到離開表面的時間，無重入腔的帶肋微通道內的時間為大于10s（G=200kg·m－2·s－1） 和小于4s（G=500kg·m－2·s－1），帶矩形重入腔的帶肋微通道內的時間為大于12s（G=200kg·m－2·s－1）和小于0.5s（G=500kg·m－2·s－1）。

3.2" 壓降分析

圖10給出了帶矩形重入腔的直肋微通道在G=400kg·m－2·s－1時的壓降隨溫度的變化，P1～P4為4個工況點。P1以前為單相區域，隨著熱流密度增加壁溫上升，流體溫度升高，流體黏性下降，壓降隨著壁溫升高下降［9］。P1為成核點，氣泡滯留在換熱表面，對主流產生擾動，造成壓降突增。P1～P2階段為泡狀流和彈狀流，該階段隨著壁溫升高，成核點位逐漸增多，壓降先上升再下降。在該階段初期，氣泡一直滯止在通道內部造成堵塞，壓降上升，隨著壁溫上升成核半徑縮小［26］，堵塞有所緩解，壓降降低。P3～P4階段為來回振蕩的流動失穩狀態，隨著熱流密度增加，薄膜蒸發速率加快，氣相堵塞加劇，且氣相在出口與過冷主流混合增強，引起部分蒸氣（泡）坍縮，造成了主流的振蕩，壓降隨壁溫增加快速上升。在P4后，進入不穩定膜態沸騰階段，壁溫快速飛升。由于核態沸騰被間歇性膜態沸騰取代，蒸發速率大幅度下降，氣相堵塞的情況有所緩解，壓降并沒有再次上升，在一些工況下壓降反而有所下降（如圖11（a））。

圖11（a）、（b）分別對比了在G=200kg·m－2·s－1和G=500kg·m－2·s－1時無重入腔的直肋微通道和帶矩形重入腔的直肋微通道內的壓降大小。在單相區域，重入腔內的渦旋耗散了部分主流動能，因此帶矩形重入腔的直肋微通道內壓降略高于無重入腔直肋微通道。在泡狀流和彈狀流階段，低質量流率下，帶矩形重入腔的直肋微通道壓降略高于無重入腔直肋微通道，而在高質量流率下，帶矩形重入腔的直肋微通道內壓降比無重入腔直肋微通道降低近48%。這主要是由于蛞蝓狀氣泡在通道內的滯留和堵塞程度的不同（見3.1節）。進入攪拌流階段時，高質量流率（G=500kg·m－2·s－1）下帶矩形重入腔的直肋微通道的壓降在失穩初期略高于無重入腔直肋微通道，隨著壁溫上升，帶矩形重入腔的直肋微通道內壓降又低于無重入腔直肋微通道。這可能是由于在流動失穩初期壓降損失主要是由于蛞蝓狀氣泡的快速產生和受到主流急冷坍縮引起的流動振蕩和堵塞所致。由于帶矩形重入腔的直肋微通道內成核點位更多，氣泡的產生、合并程度更加劇烈，堵塞回流更加嚴重，壓降更高。后期氣相堵塞主要是由于快速的薄膜蒸發所致。帶矩形重入腔的直肋微通道中由于重入腔毛細力的作用，在主流液相蒸干后，腔室內仍然存在液相工質，引導熱量傳向液相工質而非直接傳遞到氣相中。

高熱流密度下微通道內蒸干區域熱量傳遞分布如圖12所示，液相的汽化后所占的體積要遠小于氣相直接受熱膨脹的體積，緩解了氣相堵塞，使得壓降低于無重入腔直肋微通道［23］。相較于其他換熱手段所帶來的成倍增加的壓降損失［15， 25］，帶矩形重入腔的直肋微通道在強化換熱的同時，并沒有帶來過大的附加壓降損失，且部分工況和流態下的壓降損失低于無重入腔直肋微通道，這對于節約能源是有利的，尤其是在需要大范圍采用液冷或泵功被嚴格限制的應用場合，如數據中心或航空航天、電子芯片等。

4" 結" 論

本文采用實驗方法研究了帶矩形重入腔結構的直肋微通道內的流動沸騰特性，并與無重入腔結構的直肋微通道流動換熱特性進行對比，結合流態可視化結果分析了矩形重入腔對帶肋微通道內流動沸騰過程中的換熱、臨界熱流密度以及壓降損失的影響規律，得到的結論如下。

（1）與無重入腔的直肋微通道相比，帶矩形重入腔的直肋微通道在各個質量流率和所有流態下均表現出更好的傳熱性能，G=500kg·m－2·s－1時提升了14.8%。

（2）帶矩形重入腔的直肋微通道和無重入腔的直肋微通道的臨界熱流密度qeff，CHF和質量流率G呈近似線性關系。在相同質量流率下，帶矩形重入腔的直肋微通道的臨界熱流密度qeff，CHF大于無重入腔的直肋微通道。隨著質量流率的增加，qeff，CHF的提升幅度增大。質量流率從200kg·m－2·s－1增加到500kg·m－2·s－1時，帶矩形重入腔的直肋微通道qeff，CHF相對于無重入腔的直肋微通道的提升幅度從5.66W·cm－2增加到10.35W·cm－2。

（3）通過增加矩形重入腔結構，在單相區不會帶來過大的壓降損失，但能夠有效強化單相區的換熱。在兩相區，增加矩形重入腔結構后能降低高質量流率工況下的壓降損失，G=500kg·m－2·s－1時帶矩形重入腔的直肋微通道內壓降降低了48%。

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（編輯" 武紅江）