连通微小通道环路热虹吸系统换热特性实验研究.pdf

2023 年第 3 期总第 253 期低温工程CRYOGENICSNo.3 2023SumNo.253连通微小通道环路热虹吸系统换热特性实验研究王笑程许锦阳洪芳军(上海交通大学机械与动力工程学院上海 200240)摘要:针对芯片级散热场景,设计并搭建了两相环路热虹吸实验系统(TPLT),以 R245fa 作为工质,在冷凝器入口冷水温度为 35 、热流密度为 10162 W/cm2的工况下,研究了充液率对系统运行特性的影响,以及沟槽宽度为 0.21.2 mm 的连通平行微小通道(IPM)与平行微小通道(PPM)的沸腾换热性能。结果表明:40%是系统的合适充液率,过高的充液率导致冷凝器内部积液产生额外的蒸发器入口过冷度,过低的充液率则无法提供足够的循环流量;由于蒸发器水平放置时,TPLT 系统流量启动存在滞后性,其瞬态启动特性会影响微小通道的稳态换热性能;0.2 mm 槽宽的连通微小通道(IPM02,命名方式下同)具有较好的核态沸腾换热性能,因此启动阶段不存在温度过冲;最高测试热流密度下,IPM02 和 IPM07 的传热系数相比于 PPM 分别提升约 11%和 5.7%,IPM12 的传热系数则反而低于 PPM。关键词:连通微小通道两相环路热虹吸运行特性充液率启动特性中图分类号:TKl24,TB663文献标识码:A文章编号:1000-6516(2023)03-0017-10收稿日期:2023-02-24;修订日期:2023-05-30作者简介:王笑程,男,25 岁,硕士研究生。通信作者:洪芳军,男,47 岁,博士,教授。Experimental study of heat transfer characteristics ofloop thermosyphon with interconnected minichannelWang XiaochengXu JinyangHong Fangjun(School of Mechanical Engineering,Shanghai Jiaotong University,Shanghai 200240,China)Abstract:For chip-level cooling scenarios,a two-phase loop thermosyphon system was de-signed and built using R245fa as the working fluid.Under the condition that the inlet cooling wa-ter temperature of the condenser was fixed at 35 and heat flux ranged from 10 to 162 W/cm2,the influence of the filling ratio on system operating characteristics was first analyzed.Besides,the boiling heat transfer performance of interconnected parallel minichannels with slot width ran-ging from 0.2 to 1.2 mm as well as plain parallel minichannel(PPM)was investigated.The re-sults indicate that the filling ratio 40%is a suitable filling ratio for the system,too high filling ra-tio causes internal liquid accumulation in the condenser and thereby additional subcooling at theevaporator inlet,while too low filling ratio is unable to provide enough circulation flow rate.Sincethere exists a delay in flow rate in a TPLT system when itsevaporator horizontally placed,the tran-sient startup characteristics of the system will influence the steady heat transfer performance ofminichannels.IPM02,who had relatively good nucleate boiling heat transfer performance,showed no temperature overshoot during the startup period.At the highest tested heat flux,IPM02低温工程2023 年and IPM07 had an increase in boiling heat transfer coefficient of approximately 11%and 5.7%compared with PPM,however IPM12 had lower boiling heat transfer coefficient than PPM.Theresults of this paper provide guidance for the design of interconnected minichannels in TPLT sys-tems.Key words:interconnected minichannel;two-phase loop thermosyphon;operating character-istics;filling ratio;startup characteristics1引言两相环路热虹吸(Two-phase Loop Thermosyphon,TPLT)技术是一种在重力场下依靠高度差产生的气液柱压力差作为驱动力的自然循环散热技术,也被称为分离式热管。TPLT 技术具有换热能力强、节约能耗、热传输距离长、热阻小、管路容易布置以及换热器形式自由等优势1,相比于传统的重力热管和毛细热管更具潜力,因此在电子芯片冷却领域中有着广泛的应用。但针对高热流密度散热需求,目前关于蒸发器换热性能提升方法的相关研究较少。Chauhan 和Kandlikar2所设计的 TPLT 系统采用了一种对称锥形歧管开放平行微通道,以 HFE-7000 为工质,最高实现了 26 W/cm2的散热热流密度,且发现锥角为 2时换热性能最优。Battaglia 等3采用歧管微通道,以R245fa 为工质,实现了 230 W/cm2的最高热流密度。Elkholy 等4以水和乙醇为工质,对比研究了机加工和 3D 打印两种制造方式对平行微通道换热性能的影响,发现对于两种工质,3D 打印的微通道表面由于存在更多汽化核心,温度波动均更小,但其热阻更高,主要原因是制 造材料导 热系数 比 机 加 工 表 面 低。Wang 等5设计了一种蒸发器和冷凝器均可视化的TPLT 装置,以水为工质,对比研究了蒸发器采用的闭式和开放平行微通道两种结构对系统启动和运行特性的影响,发现开放微通道可以使系统在更低热负荷下启动,同时降低了系统热阻,不同热负荷下蒸发器出口温度波动也较小。目前 TPLT 系统的流动沸腾换热结构多为顺流平行微通道。传统的顺流平行微通道具有传热系数高、结构易于加工等优势。但同时存在诸多瓶颈,包括沿程压降大、沸腾存在不稳定性、均温性差等。近20 年来国内外学者针对传统平行微通道提出了诸多不稳定性抑制方法和性能提升手段,其中连通平行微通道(Interconnected Parallel Microchannel,IPM)作为一种相对易于加工的方式,受到越来越多的关注。连通沟槽被证明具有多种强化沸腾换热的作用,主要包括增加成核位点、增加换热面积、提供膨胀空间、破坏流动和热边界层以及通道间流量再分配等6-9。Law等10在倾斜翅片微通道上对连通槽宽度的影响进行了实验研究,发现 0.15 mm 的连通槽相对于 0.3 mm和 0.45 mm 更有助于强化换热,由于对气泡合并的抑制作用较强,其压降也更小。Deng 等6研究了 形连通沟槽对于 形微通道的强化作用,对于水和乙醇,传 热 系 数 分 别 增 加 40%280%和 28%61%。一些学者则在平行微通道上加工了几十微米级的连通槽,将其作为汽化核心使用,并具体研究了其强化作用。Ma 等11提出以侧壁上的 20 m 槽道作为人工的成核位点,发现其可在表面维持高频核态沸腾,并形成周期性的润湿作用,以提升 CHF 和传热系数。Cheng 等12针对深宽比为 2.5、微细窄缝宽度为 20 m 和 40 m 的连通微通道进行了对比实验研究,结果表明 40 m 的性能更优。梅响等13通过VOF 数值模拟,发现支流通道通过干扰主流流动,以及促进薄液膜形成的作用来提升换热性能,支流通道倾角为 45时换热性能最佳。此外,一些研究成果也表明,在特定工况下,连通沟槽未必能起到强化换热的作用。Zhang 等7,14对于连通沟槽的强化作用进行了一系列实验研究,指出当流量较高时,连通沟槽反而降低换热性能,其原因是肋片周围液膜变厚增加了沸腾热阻所致,而过窄的沟槽反而会使换热性能明显下降。目前针对连通微通道的研究主要依托泵流体回路实验系统进行,其在热虹吸散热器中的强化换热效果研究成果较少。本研究针对小面积热源设计了一种具有储液功能的 TPLT 系 统,采 用 深 宽 比 为 4、水 力 直 径 为1.6 mm、连通沟槽宽度为 0.2 mm(IPM02)、0.7 mm(IPM07)和 1.2 mm(IPM12)的微小通道作为蒸发器换热结构,以 R245fa 为工质,在冷源温度 35 的工况下,与平行微小通道(PPM)的换热性能进行了对比研究。结合气液两相流可视化图像,分析不同连通81第 3 期连通微小通道环路热虹吸系统换热特性实验研究微小通道的流动沸腾换热性能差异和原因。2实验系统和方法2.1实验系统及设备图 1 和图 2 所示分别为本研究所搭建的 TPLT 系统示意图和实物图,主要由蒸发器、上升管、冷凝器、第一下降管、储液器和第二下降管组成,各部分依次按逆时针方向连接。蒸发器和冷凝器均水平放置,两者的垂直高度差(冷凝器中部至蒸发器底部)为 84 cm。图 1TPLT 实验系统示意图Fig.1Schematic of TPLT experimental system图 2TPLT 实验系统实物图Fig.2Physical view of TPLT experimental system储液器安装于冷凝器下游,除了能起到降低充液率敏感性的作用15,也有助于排出系统内的不凝性气体16。储液器采用自行设计的不锈钢 304 压力容器,高 150 mm,底面直径为 60 mm,其与蒸发器的垂直高度差(储液器底部至蒸发器底部)为 52 cm。液位计采用外径 10 mm,内径 6.5 mm 的透明 PU 软管。除液位计和流量计处,连接管道均为外径 9.53 mm、内径 7.05 mm 的不锈钢 316L 管。冷凝器采用自行设计的矩形小通道水冷板,冷却端采用去离子水为移热介质,通过 PU 软管与恒温冷水机连接,组成冷却水循环回路。管道和主要部件外部均包有保温棉用于减少漏热。蒸发器分为下部加热模块和上部蒸发腔,具体结构如图 3 所示,蒸发腔通过螺栓紧固于加热模块上,充分挤压加热铜块和测试表面之间的导热硅脂以降低导热热阻。在加热模块中,热量由加热铜块中的 6根弹筒式加热棒(单根最大功率为 225 W)提供,大功率直流电源实现供电。在加热铜块周围采用电木块作为保温材料。加热铜块距离顶面 8 mm 设置了 5个测温点用于监测加热铜块内部温度,防止其温度过高导致保温材料熔化。蒸发腔上部由不锈钢盖板、上部石英玻 璃块、聚四氟 乙 烯(Polytetrafluoroethyl-ene,PTFE)垫圈和铝合金盖板组成,下部主要由聚91低温工程2023 年醚醚酮(Polyether-Ether-Ketone,PEEK)流动腔体、下部石英玻璃块、PEEK 底板,不锈钢底板、不锈钢射流孔板和测试表面组成,上下部分分别进行组装和密封。上下玻璃块之间使用聚氨酯(Thermoplasticpolyurethanes,TPU)膜填补间隙防止碎裂。微小通道入口供液方式采用射流,考虑到加工和装配时的公差,射流孔设计为直径 1.2 mm 的圆孔,略大于通道宽度。测试表面和 PEEK 底板之间使用室温硫化硅橡胶实现密封,其余位置均采用丁晴 O 型圈机械密封。加热铜块和测试表面之间填充有导热硅脂以降低导热热阻。图 3蒸发器结构示意图Fig.3Schematic of evaporator structure本研究设计并加工了图 4 所示的常规平行微小通道(PPM),以及图 5 所示的0.2 mm(IPM02)、0.7mm(IPM07)和 1.2 mm(IPM12)3 种不同连通槽尺寸的连通微小通道,微通道宽度和高度分别为 1 mm 和4 mm,肋片厚度为 1 mm,换热面底部投影尺寸为30 mm(长)16 mm(宽),与加热铜块基底的尺寸完全一致,换热面到测温点的距离为 2.2 mm。其中,IPM02 的 0.2 mm 连通槽采用电火花线切割进行加工,其余部分均采用铣削加工。图 4常规平行微小通道(PPM)示意图Fig.4Schematic of plain parallel minichannel(PPM)图 5单根微小通道示意图Fig.5Schematics of single minichannel所有微小通道测试件的材质均为无氧铜 TU2,其热扩散系数采用激光导热仪进行测量,测量误差为 3%,定压比热数据参考文献17-18,导热系数数据采用公式 k=apcp来进行计算,数据如表 1 所示,不同温度下导热系数采用线性插值进行计算,参考温度为加热面温度和饱和温度的平均值。底面测温点布置如图 6 所示,测温点在中轴线上均匀分布。两点之间相距 5 mm。02第 3 期连通微小通道环路热虹吸系统换热特性实验研究表 1无氧铜 TU2 导热系数Table 1Thermal conductivity of oxygen-free copper TU2温度/热扩散系数/(mm2/s)定压比热cp/(J/(kgK)导热系数kCu/(W/(mK)50118.567388.973410.075116.934392.986408.5100115.403396.998407.3125113.929401.011406.2150112.366405.023404.6图 6加热面测温点布置Fig.6Configuration of temperature measuringpoint on heating surface2.2实验流程在开始正式实验之前,需做如下准备工作。(1)气密性测试:本实验采用高压氮气作为检漏介质。测试时需先保证系统中无残留液体或蒸汽,否则需要对系统进行抽真空。测试时先向系统中通入氮气直至系统内部初始压力为 4 105Pa(绝对压力),随 后关闭阀门。该情 况 下,若 系 统 漏 率 低 于2 Pa/min,则满足气密性要求,可以进行下一步骤;若系统漏率高于 2 Pa/min,则对系统进行漏点检测和修补,直至漏率达到气密性要求。(2)抽真空:将系统内部高压氮气排出后,使用真空泵对系统内部抽真空 30 min 以上。(3)工质充灌:将外部储液罐、三通阀和系统按图 1 所示的方法进行连接,先打开阀门 B,关闭阀门A 和 C,打开真空泵以抽除三通阀内部的不凝性气体;抽真空完成后关闭阀门 B,并先后打开阀门 A 和C 进行工质充灌,直至液位达到液位计内指定高度,关闭阀门 A 和 C,结束充灌,并对外部储液罐进行称重,其充灌过程前后的质量差即为回路内工质总质量;三通阀内体积较小,且由于重力作用,流体在三通阀中仅有极少量的残留,因此三通阀导致的充液质量误差可以忽略不计。正式实验的主要步骤如下:(1)开启恒温冷水机并将冷水温度设定为指定温度,待冷水温度达到指定温度后,开启蒸发器用加热电源,将起步功率调整至 50 W。(2)待系统产生稳定流量后,开启排气口阀门(保持较小开度)10 s 后将其关闭,若系统压力可以回升至开启前的压力,则继续等待数据稳定;若系统压力无法回升至开启前的压力,则重复该操作,直至系统内压力不再降低,此时可认为系统内的不凝性气体已基本被除尽。(3)待系统流量、各处温度和压力稳定或保持稳定波动 2 min 后,记录数据,并将加热功率调整至下一工况点,并重复上述步骤,后续工况点均按此方法进行操作和记录,当出现铜块下排测温点出现温度飙升、铜块下排温度超过 150 或长时间持续上升无法稳定时,判定该组实验结束。(4)实验结束后,立即关闭加热电源,调节冷水机出口冷水温度至 20 以下,降低系统饱和压力使内部流体温度降低,同时由于系统内循环流量降为0,需要拆除蒸发器表面保温棉,并使用机械风扇对其单独进行冷却。冷却约 1 h 后系统内流体和加热铜块温度降至室温,关闭冷水机和机械风扇。2.3数据的采集与处理实验台的压力测量设备采用扩散硅压阻式压力传感器,在蒸发器出口和冷凝器进口分别安装了一压力传感器用于静压测量。蒸发器两侧安装了一压差传感器用于测量蒸发器的压降。测温仪器采用 T 型热电偶,在蒸发器和冷凝器的进出口分别安装了一铠装热电偶用于温度测量,加热面底部和加热铜块内部的温度则采用自行焊接的线装热电偶进行测量。对于循环流量的测量,考虑到涡轮流量计、质量流量计等传统的管段式流量测量方法会产生较大的流动阻力,不利于 TPLT 系统的启动和运行,在第二下降管水平段安装了无压损的夹钳式超声波流量计用于系统循环流量的测量。该超声波流量计在正式使用前与高精度的质量流量计进行了流量标定实验并对结果线性拟合,拟合优度 R2 0.999,满足本实验的流量测量要求。所有测量设备的型号参数等如表 2 所示。本研究中,系统充液率的计算方式如式(1)所示。FR=mexpmloop(1)式中:mexp为实验中回路内充入的工质质量,kg;mloop为回路在 20 时满液状态下的工质总质量,kg。12低温工程2023 年表 2实验系统所用测量传感器主要信息Table 2Primary information of sensors formeasurement in experimental system设备名称量程精度铠装 T 型热电偶-200350 0.5 线装 T 型热电偶-200350 0.2 压力传感器01 000 kPa(绝对压力)0.1%FS压差传感器0100 kPa 0.08%BSL超声波流量计020 L/min 0.5%FS质量流量计2200 kg/h 0.2%RD由于实验中蒸发器出口的工质状态为两相状态,且 TPLT 系统内各处压力变化不大,故采用蒸发器出口压力作为系统饱和压力,系统饱和温度为 Tsat=Tsat(Peva,out)。蒸发器入口过冷度的计算公式如式(2)所示。Tsub=Tsat-Teva,in(2)系统循环流量m 和质量流率 G 的计算公式如式(3)(4)所示。m=l,eva,inVCMF(3)G=mAmc(4)VCMF=0.216 64VUM+0.018 92(5)式中:l,eva,in为蒸发器入口的液体密度,kg/m3;VUM和 VCMF分 别 为 超 声 波 流 量 计 示 数 和 校 正 值,L/min;Amc为微小通道流通总截面面积,m2。换热面的有效基底热流密度 qb采用式(6)(7)进行计算。其中 Qloss通过无工质状态加热测试结果进行估计,Qloss与加热面基底到外部环境温度Tba存在线性关系:Qloss=0.1 194Tba+0.039 9。qb=Qinput-QlossAbase(6)Qinput=UI(7)式中:Qinput和 Qloss分别为直流电源的输入加热量和蒸发器热损失量,W。由于加热铜块的周向和底部均由绝热材料包覆,本实验中加热铜块和加热面内部的导热可近似认为是自下而上的一维导热,可采用傅里叶导热定律进行壁面温度的反推。本研究采用平均传热系数来表征换热性能。测试表面的平均基底温度 Tb、加热面温度 Tw和平均传热系数 h 计算方法如式(8)(10)所示。Tb=6i=1Tb,i6(8)Tw=Tb-qbdbwkCu(9)h=qbTw-Tsat(10)式中:Tb,i为测试表面测温点温度,;下标 i 为测温点序号;dbw为测试表面测温点和加热面表面的高度差,m。3实验结果与讨论3.1系统启动特性在 TPLT 系统中,系统循环流量和驱动力以及阻力之间具有耦合关系。系统的驱动力来自于下降管液相和上升管气液两相或气相的密度差产生的压力差,见式(11)(12)。循环阻力则包含摩擦压降、加速度压降 Pacc和重力压降 Pgra共 3 部分,如式(13)所示。Bielinski 和 Mikielewicz 将系统输入热量持续上升的条件下流量上升和下降的阶段分别称为“重力主导阶段”和“阻力主导阶段”19。“重力主导阶段”下,提高输入热量,驱动力率先上升,使流量增加,继而阻力增加且动力减少,最终两者平衡,稳态流量增加。“阻力主导阶段”下反之,提高输入热量,阻力率先增加,流量减少,继而阻力开始下降并和动力平衡。Pdri=lghdown-tpghrise(11)tp=(1-)l+v(12)Ploss=Pfr+Pacc+Pgra(13)式中:hdown为下降管液位高度,m;hrise为上升管高度,m;为上升管空泡率。图 7 所示 为 IPM07 在 40%充 液 率、冷 源 温 度35 、热流密度为 10 W/cm2工况下启动加热后系统的循环质量流率和加热面温度随时间的变化。系统开始加热后,加热面温度迅速升高,壁面上很快产生起沸现象,此时产生的气泡从蒸发器两侧逸出,并进入下降管和上升管,但两管内密度差不大导致驱动力不足,系统中无循环流量。缺少流体冲刷作用导致加热面上的气泡进一步合并发展为气膜,在表面形成干涸,加热面温度进一步快速上升,壁面过热度继续升高。由于气泡从上升管逸出的阻力更小,当上升管空泡率上升到一定程度,下降管与上升管内的压力差足以克服阻力,流量出现脉冲,加热面缺液迅速得到缓解因此温度陡降,但此时由于蒸发器出口空泡率急剧降低,驱动力也出现陡降,因此流量再次降低,形成循环。在脉冲循环阶段,流量未稳定,加热面温度总体22第 3 期连通微小通道环路热虹吸系统换热特性实验研究持续升高,并产生温度过冲。在 795 s 时刻,流量开始稳定缓慢地上升,标志着脉冲循环阶段的结束和定向循环阶段的开始。这一阶段流量和加热面温度持续缓慢上升并最终达到稳定。图 7TPLT 实验系统启动特性Fig.7Startup characteristics of TPLTexperimental system3.2系统充液率的影响充液率是 TPLT 系统换热性能和启动特性的重要影响因素。过往研究表明,TPLT 系统存在最佳充液率范围使系统整体热阻最低20-21。对于不同工质,最佳充液率也不同22。由于微小通道沸腾换热性能对于循环流量较为敏感,本研究在入口冷水温度保持为 35 的条件下,采用 IPM07 进行了不同充液率下的实验,研究充液率对循环流量的影响,并确定后续实验所采用的合适充液率。图 8 所示为充液率为 81%、40%和 22%时的循环质量流率变化曲线。相同热流密度下,可以发现质量流率随充液率增加而图 8不同充液率下循环质量流率Fig.8Circulation mass flux under different filling ratio增加,81%充液率下,质量流率相比 40%充液率至多高 10.8%,并未显著提升流量。两者质量流率随热流变化趋势基本一致。而当充液率为 22%时,可以发现其流量较低。这是由于此时充液量过少,下降管液位过低,驱动力不足。图 9 所示为充液率为 81%、40%和 22%时的蒸发器入口过冷度和冷凝器进出口温度随热流密度的变化曲线。当充液率为 40%和 81%时,入口过冷度随热流密度上升而上升,且 81%充液率的过冷度更高。对比冷凝器的进出口温度后可以发现,81%充液率相对于 40%充液率的过冷度增加量主要来自于其冷凝器进出口温差的增长。这一现象是由于充液率为 81%时,下降管中有部分液体进入了冷凝器中,在冷凝器内部完成冷凝的饱和液体无法被及时排出冷凝器,并进行了单相换热,导致了冷凝器内部的进出口温差增大。相同热流密度下,81%充液率的循环质量流率高于 40%充液率,一方面原因是其下降管液位较高,另一方面则是源于冷凝器部分积液导致下降管内液体温度较低,密度较高。两者都导致系统驱动力的增长。对于本系统而言,从降低蒸发器入口过冷度的角度考虑,40%的充液率更为合适,此时过冷度的产生原因主要是系统内的摩擦压降以及管路对环境的漏热。而对于 22%的充液率,低热流密度下系统循环流量很低,导致冷热端温差较大。随着热流密度的上升,循环流量开始增加,过冷度则开始降低,当热流密度上升至 142 W/cm2时,加热面由于严重的干涸现象而发生传热极限。因此,在后续实验中统一采用 40%的充液率进行实验。图 9不同充液率下蒸发器入口过冷度和冷凝器进出口温度Fig.9Subcooling at inlet of evaporator and inlet andoutlet temperature of condenser under different filling ratio32低温工程2023 年3.3不同连通微小通道换热性能研究图 10 和图 11 所示为冷源温度为 35 时,不同微小通道的蒸发器压降和质量流率在热流密度为10162 W/cm2内的变化情况。在冷源温度不变的情况下,蒸发器内部的阻力特性对于循环流量有十分重要的影响。蒸发器内的两相压降随热流密度的上升而上升,中高热流密度下上升趋势相对平缓,这是由于系统处于“阻力主导阶段”,流量有所下降。随着热流密度的上升,系统饱和温度上升,工质液相密度降低,气相密度增加,会导致驱动力的减小,同时蒸发器出口空泡率增加,且微小通道内部气液密度比减小又使阻力有所减小,这一阶段的动力阻力平衡关系非常复杂。从图 10 中可以发现,在所有测试件中,IPM07 同时具有较高的压降和较低的流量,因此 IPM07 的阻力在所有表面中最大,其主要原因可能是 IPM07 的连通槽提供了较好的掺混作用,使工质的流动距离相对较长。图 10不同连通微小通道蒸发器压降Fig.10Pressure drop in evaporator of differentinterconnected minichannels图 11不同连通微小通道入口质量流率Fig.11Inlet mass velocity of differentinterconnected minichannels对 TPLT 系统而言,定冷源温度时,热流密度的变化会同时影响系统饱和温度和循环流量,对于微通道的沸腾换热性能的影响复杂。图 12 所示为冷源温度为 35 时,不同微小通道的传热系数随热流密度的变化。该工况下,饱和温度范围为 37.051.8 ,入口过冷度范围为 2.33.7 ,单相换热在微小通道内的换热量相比相变换热较小,可以忽略不计。在热流密度低于 23 W/cm2时,传热系数随热流密度上升快速上升。在这一阶段,PPM、IPM07 和 IPM12 的传热系数基本一致,但 IPM02 的传热系数则明显较低。PPM、IPM07 和 IPM12 的传热系数在热流密度 2359 W/cm2的范围内达到峰值,分别为 71.1、73.8 和74.4 kW/(m2K),IPM07 和 IPM12 相对于 PPM 分别提升 3.8%和 4.6%。随热流密度继续上升,PPM、IPM07 和 IPM12 的传热系数开始降低,且槽道越宽,传热系数降低越快,IPM02 的传热系数则继续上升,在 101 W/cm2时达到峰值 68.0 kW/(m2K)。当热流密度高于 101 W/cm2时,所有测试件的传热系数均开始降低,IPM02 的降低速率低于其他表面,而IPM12 的性能恶化最为明显。图 12不同连通微小通道沸腾传热系数Fig.12Boiling heat transfer coefficient ofdifferent interconnected minichannels为解释换热面积更高的 IPM02 在中低热流密度下换热性能反而明显低于其他结构的原因,本研究对系统启动阶段的各测试件的加热面温度进行了分析。图 13 所 示 为 不 同 连 通 微 小 通 道 在 热 流 密 度 10W/cm2下的瞬态启动特性。可以发现,PPM、IPM07和 IPM12 都 存 在 温 度 过 冲 现 象,过 冲 量 分 别 为8.2 、7.6 和 10.4 ,但 IPM02 不存在过冲现象。不同于其它 3 个测试件,IPM02 的 0.2 mm 槽道采用电火花进行加工,因此槽道区域较为粗糙,提供42第 3 期连通微小通道环路热虹吸系统换热特性实验研究了更多的汽化核心,使其低过热度下表现出优于其他表面 的 核 态 沸 腾 性 能。在 系 统 流 量 尚 未 稳 定 时,IPM02 的加热面温度依然可以平稳上升,不存在温度过冲。而由于过冲现 象的存在,使 PPM、IPM07 和IPM12 的表面上有大量汽化核心被提前激活,因而在低热流密度下,表现出较好且几乎一致的换热性能。图 13TPLT 系统中不同连通微小通道启动特性Fig.13Startup characteristics of different interconnectedminichannels in TPLT system值得注意的一点是 IPM12 的性能随热流密度上升发生了相对严重的恶化。为进一步研究该现象发生的原因,本研究使用 CCD 相机拍摄了不同槽道表面在不同热流密度下的沸腾流型。热流密度为 152W/cm2时的流型如图 14 所示。通道内流型以半环状流和波动环状流为主。各测试件在高热流密度下传热系数均有下降,一方面是汽化核心已经被大量激活,同时通道内干度增加,使核态沸腾性能上升空间很小甚至变差;另一方面由于系统循环流量有所降低,削弱了对流沸腾的效果。从图 14 中可见,就环状流出现的区域来看,在 IPM12 中环状流在中游多有分布,IPM07 中主要出现在下游,少量在中游出现,而在 PPM 和 IPM02 中 主 要 出 现 在 下 游 区 域,表 明IPM12 内部的两相流混乱程度较高。对于 IPM12 而言,其换热性能恶化的原因主要有 3 方面:一是流通面积大导致流速降低,流动雷诺数降低,削弱了局部对流沸腾的作用;二是流动混乱程度较高使液体分布不均,导致部分区域出现局部干涸10;三是其换热面积较少,尤其是作为主要成核位点的肋根区域总长度较短。而高热流密度下 IPM02 换热性能最优,除了与电火花加工产生的成核位点有关之外,还可能有以下原因:(1)换热面积最多;(2)连通槽较窄导致促进流体掺混的作用很弱,降低了两相流混乱程度。相对于 PPM,IPM07 在热流密度 10162 W/cm2的范围内传热系数均有所 提升,最高 热 流 密 度 下 提 升 约5.7%。IPM07 的换热面积相对于 PPM 有所增加,且连通沟槽提供了流体混合的通道,可以起到使破坏流动边界层发展的作用,因此换热性能优于后者。但对于工质 R245fa 而言,由于其液相导热系数较低,因此强化效果较弱。图 14热流密度为 152 W/cm2时不同连通微小通道的沸腾流型Fig.14Boiling flow pattern of different interconnectedminichannels under heat flux of 152 W/cm24结论本研究设计并搭建了 TPLT 实验系统,蒸发器采用连通微小通道作为沸腾换热结构,以 R245fa 为工质,在入口冷水温度为 35 的工况下、热流密度10162 W/cm2的范围内,分别研究了充液率对于系统运行特性的影响,以及不同宽度连通沟槽对于微小通道沸腾换热性能的影响,结合系统启动特性和微小通道内部两相流型分析了连通微小通道在 TPLT 系统内的性能差异,主要结论如下:(1)充液率为 81%时,下降管液位过高使冷凝器内部积液,从而产生额外的蒸发器入口过冷度,充液率为 22%时,系统的循环流量过低,40%是系统的一个合适的充液率。(2)TPLT 系统的流量稳定相对于加热面沸腾存在滞后性,其瞬态启动特性会影响微小通道的稳态换热性能;IPM02 具有较好的核态沸腾换热性能,因此启动阶段不存在温度过冲,但其余测试件均存在温度52低温工程2023 年过冲,因此中低热流密度下传热系数高于 IPM02。(3)最高测试热流密度(162 W/cm2)下,IPM02和 IPM07 的传热系数相比于 PPM 分别提升约 11%和 5.7%,IPM12 的传热系数则低于 PPM。参考文献1 Cao J,Zheng Z,Asim M,et al.A review on independent and inte-grated/coupled two-phase loop thermosyphonsJ.Applied Energy,2020,280:115885-115916.2 Chauhan A,Kandlikar S G.Characterization of a dual taper thermosi-phon loop for CPU cooling in data centersJ.Applied Thermal Engi-neering,2019,146:450-458.3 Battaglia F,Singer F,Deisenroth D C,et al.Experimental character-ization of two-phase cooling of power electronics in thermosiphon andforced convection modesJ.Journal of Electronic Packaging,2021,143(3):031006-031014.4 Elkholy A,Unlusoy C,Kempers R.Thermal performance of a two-phase loop thermosyphon with an additively manufactured evaporatorJ.Applied Thermal Engineering,2022,202:117692-117705.5 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