微通道流动沸腾过程中异态相干沸腾的强化传热研究

宇高義郎，郭嘉翔，陈志豪

微通道流动沸腾过程中异态相干沸腾的强化传热研究

宇高義郎1, 2, 3，郭嘉翔1, 2，陈志豪1, 2

(1. 天津大学机械工程学院，天津 300072；2. 中低温热能高效利用教育部重点实验室(天津大学)，天津 300072；3. 玉川大学工学部，日本 东京 194-8610)

随着电子器件的集成化和小型化，其散热量超过10MW/m2将成为现实，这超出了目前大功率系统中使用的单相冷却方案的上限，所以必须再次开发新的冷却方案．克服单相传热局限性的一种方法是转变为两相沸腾传热，而临界热流密度又是所有沸腾传热的上限值．因此，为了提高微通道内流动沸腾传热的临界热流密度，本文设计开发了非均匀导热性传热板．通过将两种不同导热性能的材料(铜和聚四氟乙烯)交替布置在靠近传热表面的传热板内，实现了传热表面的非均匀温度分布和异态相干沸腾模式(核态沸腾与膜态沸腾共存且相互干涉的状态)．同时搭建了微通道流动沸腾实验系统，其微通道截面尺寸为1.84mm´70.00mm，通道长度为280.0mm，传热板表面尺寸为10.0mm´10.0mm，流体工质为去离子水．在不同入口流速＝0.1m/s、0.2m/s、0.4m/s和不同过冷度Dsub＝10.0K、20.0K、30.0K条件下，研究了非均匀导热性传热板在微通道流动沸腾中的传热强化效果．结果表明，相对于单纯的核态沸腾状态，异态相干沸腾状态能够有效地提升流动沸腾传热的临界热流密度．此外，改变入口流速和过冷度对临界热流密度有明显影响且趋势相同，减小入口流速和过冷度都会增大临界热流密度的提升比例．在本文的实验条件范围内，在水的流速＝0.1m/s、过冷度Dsub＝10.0K的条件下，实现了最高约43.4%的临界热流密度提升比例．

沸腾传热强化；流动沸腾；异态相干沸腾；临界热流密度；非均匀导热板

沸腾现象由于其良好的传热性能，在核能、化工、生物医疗、航空航天、微电子机械等[1-4]与传热(冷却)技术密切相关的领域有着广泛的应用．例如，近年来电子芯片的高度集成化导致了发热密度达到了10MW/m2量级．这一热流密度值已超过以水为介质的池沸腾及常规流动沸腾的临界热流密度(critical heat flux，CHF)，因此，提高沸腾传热的临界热流密度是提升冷却技术性能的关键，是工业应用领域的迫切需求．本文针对在电子芯片等微小型发热体的冷却中具有广泛应用前景的微通道流动沸腾开展实验研究，探索提升临界热流密度的新技术．

针对微通道内流动沸腾传热临界热流密度的提升，国内外已经广泛开展研究，提出了多种技术方案．如改变工质热物性[5-7]、改变传热面表面结构[8-11]以及改变传热面表面亲疏水特性[12]等．Park等[5]对混有石墨烯、氧化石墨烯和氧化铝纳米颗粒的3种纳米流体的沸腾传热开展研究，结果表明使用氧化石墨烯纳米流体可达到最大约179%的提升率．Kim[6]和Liang等[7]对纳米流体在沸腾传热中的强化效果进行了综述：Kim[6]对纳米流体中CHF的增强特性进行了系统的描述，并基于现有的CHF理论解释了CHF的物理机制；Liang等[7]总结了沸腾传热中重要性能参数的实验和数值结果，包括单相和两相传热系数、压降和CHF，并对这些性能参数产生的传热效益的影响进行了综述．Gupta等[8]对铜-二氧化钛纳米复合镀铜表面的传热性能进行研究，结果表明相对于光滑铜表面，经过处理后的涂层表面在低质量流量下CHF达到了最大约92%的提升率．Sujith等[9]对碳纳米管(CNTs)涂层和金刚石涂层的传热性能开展研究，结果表明，在283kg/m2的质量流量下，相对于光滑铜表面，CNTs涂层表面的CHF达到了21.6%的增强．Zhu等[10]和张永海等[11]研究了在表面加工柱状微结构对沸腾传热的影响：Zhu等[10]在两相微通道中布置了柱状表面微结构，研究表明相对于光滑通道，经过表面加工后的通道，温度和压降波动显著降低，并且CHF提高了57%；张永海等[11]研究了交错排列的柱状微结构对喷射沸腾换热的影响，结果表明具有交错排列柱状微结构的芯片的传热效果优于光滑芯片．Betz等[12]对润湿性从超疏水到超亲水表面的沸腾传热展开研究，同时设计制造了超亲水区与超疏水区并列的超亲疏水表面，其CHF超过了100W/cm2．

上述临界热流密度提升方法的主要思路是基于传热表面的改质改性．此类方法存在着共同的缺陷，即易受传热面表面性质变化、污垢积累等影响，在长期使用后传热性能易于劣化．

因此，针对上述不足，本文提出了不依赖于传热面表面处理的新技术方案，即通过传热块内部导热性的调控实现异态相干沸腾，提升沸腾传热的临界热流密度．所谓异态相干沸腾，是指在传热面表面核态沸腾和膜态沸腾相邻共存并相互影响的状态．异态沸腾状态下，传热面上的核态沸腾领域保证了液体可及时向膜态沸腾领域补充，从而实现临界热流密度的提升．Rahman等[13]首次提出了将导热性较差的环氧树脂嵌入铜传热面表面加工的凹槽中，实现了传热面区域性温度的间隔分布，在水的池沸腾中实现了相对于光滑铜表面约2倍的临界热流密度提升．然而，其主要将低温区域视为向高温区域补充液体的通路，未将不同温度区域间不同沸腾状态的共存及相互影响作为沸腾传热强化的主要机理进行分析．Utaka等[14-15]则在完全不改变传热面表面特性的前提下，在铜制传热块内部置入低导热材料(聚四氟乙烯(PTFE))，针对微小间隙内非强制流动条件下的异态相干沸腾开展实验研究．与普通光滑铜传热面相比，实现了临界热流密度约68%的提升．上述研究有效地验证了异态相干沸腾在池沸腾和微通道内非强制流动沸腾中提升临界热流密度的有效性．在此基础上，本文开展了实验研究，进一步验证异态相干沸腾在微通道内流动沸腾过程中，对于提升临界热流密度的有效性．

1 实验装置及方法

1.1 实验系统和装置

实验系统如图1所示．本研究中采用去离子水作为工质．去离子水在储液瓶(容积为5L)中储存，并在蠕动泵的驱动下依次流经流量计、沸腾测试段和冷凝器后返回储液瓶．实验前，先将储液瓶中的水加热到沸腾冷凝循环状态并保持1h，从而排出不凝结气体．实验中可以通过调整储液瓶中加热器来控制实验工质进入测试段入口时的温度．在测试段的入口和出口处布置有K型热电偶来测量入口和出口水温．根据测得的流体工质的入口水温和饱和温度可以得出入口过冷度．实验中产生的蒸气经过冷凝器冷却回到储液瓶．

图1 实验系统示意

沸腾测试段如图2所示．玻璃盖板与流路底面构成微通道，其截面尺寸为1.84mm×70.00mm，通道长度为280.0mm．传热板四周设置有聚醚醚酮(PEEK)隔热套．

图2 测试段原理示意

沸腾测试段中最主要部件传热板的截面如图3所示．实验中为了获得较高的热流密度，使用了具有扩大传热面的梯形加热板．导热板通过焊锡与梯形加热板相连．在导热板的下方距离传热面表面不同位置处布置有5个直径为0.5mm测温孔，并通过K型热电偶测定温度，得到热流密度方向的温度梯度和传热板的表面温度．测温孔中心与传热面表面的距离分别为5.5mm、7.0mm、8.5mm、10.0mm和11.5mm．实验中，将棒状加热器插入到传热板下方的铜块中，通过梯形加热板将热通量传递到导热板．并在棒状加热器的底部和梯形加热板四周分别布置了隔热板和陶瓷纤维，来减少向周围环境的热量损失．

图3 传热板截面示意

与传热板顶部焊接的导热板的详细结构如图4[14](a)所示．本文使用的导热板尺寸为10.0mm×10.0mm×4.0mm，图中红色部分材料为铜，蓝色部分材料为PTFE．在距离上表面0.3mm处，加工有5个深度为0.5mm×1.0mm的矩形通孔，其孔间距为1.0mm．在通孔中填入PTFE，其宽度L为1.0mm，实现导热板内部导热性的间隔分布．该导热板在下文中称为“非均匀导热板”，而与之相比较的没有填充PTFE的普通光滑铜板称为“均匀导热板”．实验中，传热面高低导热材料的长度方向与流体流动方向平行．

图4(b)所示为非均匀导热板局部温度分布特性的示意．传热面表面形成3个不同的温度区域：①低导热材料所对应的相对低温表面；②高导热材料所对应的相对高温表面；③高低导热材料交界处所对应的表面温度过渡区域．在沸腾过程中(高热流密度条件下)，传热面低温区域处于核态沸腾状态，高温区域处于膜态沸腾状态，在温度过渡区域则处于过渡沸腾状态．不同沸腾状态在同一传热面相邻共存，核态沸腾状态的表面液体供给充足，膜态沸腾状态的表面出现干涸现象，而在过渡沸腾区域出现核态沸腾和膜态沸腾状态的相互干涉，且由核态沸腾区域向膜态沸腾区域补充供液．最终，由于不同沸腾模式间的相互干涉强化了向干涸区域的液体供给，实现了临界热流密度的提升．

图4 非均匀导热板示意

1.2 实验方法

实验前使用8000目的砂纸将传热面表面进行打磨，并用去离子水多次清洗，确保每次实验中传热面表面清洁且具有一致的粗糙度．实验过程中，调节储液瓶中加热器将水预热至目标温度，控制温度变动在±0.1℃范围内．打开传热块底部加热器进行加热，当出现沸腾现象后记录热电偶温度数据并计算热流密度．每组数据均在保持约15min的稳定状态(传热块内热电偶测定温度波动小于0.2℃)后进行记录．实验过程中逐步增大传热块底部加热器功率，以在不同热流密度条件下开展实验．在热流密度相对较低条件下，加热器功率进行较大幅度调节；当热流密度逐渐升高后，逐渐减小加热功率的调节幅度．若加热器功率增加出现传热块内部温度的急剧升高，则将加热功率提升前的热流密度作为临界热流密度．

另一方面，传热面表面温度及热流密度可基于传热块内5个热电偶的测定温度进行计算．首先，基于5点温度通过最小二乘法得到温度梯度，并在此基础上计算热流密度．此外，还可得到温度和热电偶位置的函数关系式，则传热面表面温度也可通过函数关系式得到．然而，上述方法仅适用于均匀导热板，针对非均匀导热板需进行一定的修正，即引入非均匀导热部分的平均导热率来计算表面温度．关于平均导热率的测定及评估方法可参见文献[14]．

热流密度的计算式为

式中：为热流密度；为均匀导热板的导热系数；grad为温度梯度．

温度和热电偶位置的函数关系式()为

式中为热电偶测温孔中心与传热面表面的距离．

然后根据得到的函数关系式()，来计算均匀导热板的表面温度s，即

(3)

但对于非均匀导热板，需要首先来计算c处的温度c()，即

(4)

式中：1为最靠近传热板表面热电偶的位置；(1)为1处的温度；c是传热板内部开始发生横向温度波动的位置，与传热板表面的距离为2.5mm；c()是c处的温度．

最后计算壁面平均温度s，

(5)

式中：s为壁面平均温度；为从传热板表面到c范围内的平均热导率．

则壁面过热度为

(6)

式中：Dsat为壁面过热度；sat是水的饱和温度．

沸腾传热系数为

(7)

上述计算过程中c、的数值来自文献[14-15]．

1.3 不确定性分析

分别对热流密度、过热度Dsat、入口过冷度Dsub和入口流速进行了不确定性分析．

实验中，热电偶测量的不确定度为±0.1K，热电偶中心位置处的不确定度为±0.1mm．由参考文献[14]可得平均热导率的不确定度为±5.2kW/(m2·K). 流量计的不确定度是±6.9L/h．通道宽度的不确定度为±0.1mm，通道高度的不确定度为±0.05 mm. 通过计算可得热流密度的不确定度为   ±55.2kW/m2、过热度Dsat的不确定度为±1.2K、沸腾传热系数的不确定度为±20.7kW/(m2·K)、入口过冷度Dsub的不确定度为±0.14K、入口流速的不确定度为±0.018m/s．

2 实验结果与分析

2.1 基于非均匀导热板的临界热流密度提升

表1所示为本文的实验条件．首先为了验证实验的再现性，在入口流速＝0.1m/s、0.2m/s，入口过冷度Dsub＝10.0K条件下开展了重复性实验．结果如图5所示，其中图5(a)为均匀导热板的重复性结果，图5(b)为非均匀导热板的重复性结果，沸腾曲线(热流密度和表面过热度关系)均具有良好的再现性.

表1 实验条件

Tab.1 Experimental conditions

图6为在表1的实验条件下，流体在微通道入口过冷度Dsub＝30.0K、20.0K、10.0K 3种不同条件下测定的沸腾曲线实验结果．从图中可以看出，与均匀导热板相比，使用非均匀导热板后，沸腾的临界热流密度均有不同程度的提高．基于上述结果，可以推测利用非均匀导热板可实现异态相干沸腾，并有效提高临界热流密度．

图5 重复性实验

2.2 流体入口过冷度的影响

图7是不同过冷度下沸腾传热系数随过热度的变化．从图中可以看出，流体的入口过冷度对于沸腾传热特性有着明显影响．图7(b)和(c)分别为入口过冷度Dsub＝20.0K、10.0K的条件下，基于非均匀导热板的结果，可以看出在任一流速下，沸腾传热系数都大于均匀导热板的实验结果；图7(a)为入口过冷度Dsub＝30.0K，基于两种导热板的结果，沸腾传热系数基本重合．因此可以看出，在过冷度相对较小的情况下，采用非均匀导热板(异态相干沸腾模式)可实现较高的传热系数．

另一方面，非均匀导热板在实现异态相干沸腾模式的基础上，对于临界热流密度的提升也有明显效果．图6中标注了各种条件下临界热流密度的值，其相对于同种条件下的均匀导热板的提升比例总结于图8中．图8中临界热流密度的提升比例

(8)

式中：为临界热流密度的提升比例；CHFnon-uniform为非均匀导热板的临界热流密度；CHFuniform为均匀导热板的临界热流密度．

从图8中可以看出，在不同条件下，使用非均匀导热板，临界热流密度均得到了不同幅度的提升．与上面所述沸腾传热系数类似，临界热流密度也是在入口过冷度相对较小的条件下得到更为明显的提升.例如，当流体入口流速＝0.1m/s时，在过冷度Dsub＝30.0K、20.0K、10.0K 3种条件下，非均匀换热板的临界热流密度分别为1886.8kW/m2、1278.5kW/m2和990.2kW/m2，相比于相同过冷度下的均匀换热板，临界热流密度分别提升了20.3%、36.2%和43.4%．

图6 不同过冷度下流速对沸腾特性的影响

图7 不同过冷度下沸腾传热系数随过热度的变化

图8 流速对CHF提升比例的影响

由此可见，使用非均匀导热板实现了异态相干沸腾，并在此基础上提升了沸腾的传热系数和临界热流密度，且上述效果在相对较低的过冷度区域内更为 明显．

2.3 入口流速的影响

在流动沸腾中，流体流速的增加促进了气泡的脱离并增强向传热面的液体供给，同时对流换热也得到强化．因此，流体流速是影响流动沸腾传热性能的一个重要因素．另一方面，异态相干沸腾基于两种不同沸腾状态间的相互影响，利用相互影响过程中同时存在的核态沸腾区域向膜态沸腾区域的液体供给提升临界热流密度．显而易见，流体的流速对于不同沸腾状态区域间的相互干涉效果有着明显影响．因此，本研究针对不同工质流速开展实验并分析其影响.图6是在3种过冷度Dsub＝30.0K、20.0K、10.0K条件下，针对3种不同流速＝0.1m/s、0.2m/s、0.4m/s的实验结果．图8中总结了不同流速下，使用非均匀导热板相对于均匀导热板的临界热流密度提升比例.

结果表明，对于均匀与非均匀两种不同的导热板，流体流速的提升均可明显增加沸腾临界热流密度．从图8的结果中可以明显看出，流速较低的条件下沸腾临界热流密度提升比例更大．该结果表明流体流速的增加对于非均匀导热板的效果，就是对异态相干沸腾状态的产生并无促进作用．例如，当Dsub＝10.0K时，在流体入口流速0.1m/s、0.2m/s、0.4m/s 3种条件下，采用非均匀导热板分别实现了临界热流密度43.4%、33.4%、20.2%的提升．

上述不同流体入口过冷度和流速的实验结果表明，当流速和过冷度均相对更低的条件下，使用非均匀导热板可达到更好的沸腾传热促进效果．也就是说，当实验条件更接近饱和非强制流动沸腾状态时，非均匀导热板的效果更好，更有利于实现异态相干沸腾状态．

另一方面，本文关于异态相干沸腾状态的分析，主要是基于宏观传热性能强化与否进行的反向推测．关于采用非均匀导热板是否真正地实现了异态相干沸腾，需要建立可进行微观尺度流动传热观测的实验系统进行进一步深层次的研究．相关研究已超出了本文的范围，故本文中不再进行论述．

3 结 论

为了验证异态相干沸腾在微通道流动沸腾中对提高临界热流密度的有效性，在流体入口过冷度Dsub＝10.0K、20.0K、30.0K 3种条件下，对入口流速分别为0.1m/s、0.2m/s、0.4m/s的矩形微通道进行了流动沸腾实验．本研究的主要结论如下．

(1) 在相同实验条件下，与均匀导热板相比，使用非均匀导热板得到了更高的CHF．在本研究的实验条件下，CHF实现了最高约43.4%的提升比例．

(2) 改变入口过冷度对异态相干沸腾状态的产生有明显影响，CHF的提升比例随入口过冷度的减小而增大．

(3) 在入口流速相对更低的条件下，使用非均匀导热板可达到更好的沸腾传热促进效果．即在＝0.1m/s、Dsub＝10.0K处，得到了CHF的最高提升 比例．

［1］ Tabeling P. Introduction to Microfluidics[M]. Oxford：Oxford University Press，2005.

［2］ Nguyen N T，Wereley S T. Fundamentals and Applications of Microfluidics[M]. London：Artech House，2006.

［3］ Trebotich D，Zahn J D，Liepmann D. Complex fluid dynamics in bioMEMS devices：Modeling of microfabricated microneedles[C]//Technical Proceedings of the 2002 International Conference on Computational Nanoscience and Nanotechnology，and Technical Proceedings of the Fifth International Conference on Modeling and Simulation of Microsystems. Puerto Rico，2002：22-25.

［4］ Wegeng R S，Call C J，Drost M K. Chemical system miniaturization[C]//Proceedings of the 1996 Spring National Meeting of AlChE. New Orleans，LA，USA，1996：25-29.

［5］ Park S D，Lee Seung Won，Kang Sarah. Effects of nanofluids containing graphene/graphene-oxide nanosheets on critical heat flux[J/OL]. Appl Phys Lett. https：//doi. org/10. 1063/1. 3459971，2010-07-13.

［6］ Kim Hyungdae. Enhancement of critical heat flux in nu-cleate boiling of nanofluids：A state-of-art review[J]. Nanoscale Research Letters，2011，6(1)：415.

［7］ Liang Gangtao，Mudawar Issam. Review of single-phase and two-phase nanofluid heat transfer in macro-channels and micro-channels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，2019，136：324-354.

［8］ Gupta S K，Misra R D. An experimental investigation on flow boiling heat transfer enhancement using Cu-TiO2nanocomposite coating on copper substrate[J]. Experimental Thermal and Fluid Science，2018，98：406-419.

［9］ Sujith C S，Suresh K S，Yang Lezhi. Flow boiling heat transfer enhancement using carbon nanotube coatings[J]. Applied Thermal Engineering，2014，65：166-175.

［10］ Zhu Yangying，Antao D S，Chu Kuanghan，et al. Surface structure enhanced microchannel flow boiling[J]. J Heat Transfer，2016，138(9)：091501.

［11］ 张永海，魏进家，孔 新. 交错排列柱状微结构射流冲击强化换热实验研究[J]. 工程热物理学报，2015，36(7)：1476-1481.

Zhang Yonghai，Wei Jinjia，Kong Xin. Enhanced boiling heat transfer of FC-72 over staggered micro-pin-finned surfaces with submerged jet impingement[J]. Journal of Engineering Thermophysics，2015，36(7)：1476-1481(in Chinese).

［12］ Betz A R，Jenkins J，Kim Changjin，et al. Boiling heat transfer on superhydrophilic，superhydrophobic，and superbiphilic surfaces[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，2013，57：733-741.

［13］ Rahman M M，Pollack J，McCarthy M. Increasing boiling heat transfer using low conductivity materials[J]. Sci Rep，2015，5：1-11.

［14］ Utaka Yoshio，Xie Tianxi，Chen Zhihao，et al. Critical heat flux enhancement in narrow gaps via different-mode-interacting boiling with nonuniform thermal conductance inside heat transfer plate[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，2019，133：702-711.

［15］ Xie Tianxi，Utaka Yoshio，Chen Zhihao，et al. Effect of heating surface size on critical heat flux in different-mode-interacting boiling inside narrow gaps for water[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer，2019，143：118543.

Enhanced Heat Transfer of Different-Mode-Interacting Boiling in Microchannel Flow Boiling

Utaka Yoshio1, 2, 3，Guo Jiaxiang1, 2，Chen Zhihao1, 2

(1. School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Key Laboratory of Efficient Utilization of Low and Medium Grade Energy of Ministry of Education(Tianjin University)，Tianjin 300072，China；3. School of Engineering，Tamagawa University，Tokyo 194-8610，Japan)

Due to the integration and miniaturization of electronic devices，their heat dissipation can exceed 10MW/m2，which is beyond the upper limit of a single-phase cooling scheme used in the current high-power systems；therefore，a new cooling scheme is urgently needed．One of the possible ways for overcoming the limitation of a single-phase heat transfer is to change it to the two-phase boiling heat transfer，where the critical heat flux (CHF) is the upper limit of the boiling heat transfer．Therefore，in order to improve the critical heat flux of flow boiling in a microchannel，non-uniform thermal conductivity plate was designed．Two types of materials with different thermal properties，copper and polytetrafluoroethylene，were alternately arranged inside the heat transfer plate near the surface to realize the non-uniform temperature distribution on the heat transfer surface and different-mode-interacting boiling，that is，the coexistence of nucleate boiling and film boiling．Also，a micro-channel flow boiling experimental system is built．In the experiments，the microchannel section size was 1.84mm´70.00mm，the channel length was 280.0mm，the surface size of the heat transfer plate was 10.0mm´10.0mm，and the test fluid was deionized water．The effect of different-mode-interacting boiling types on the heat transfer enhancement during the flow boiling in a micro-channel was studied at different inlet velocities and subcoolings，which were＝0.1m/s，0.2m/s，and 0.4m/s andDsub＝10.0K，20.0K，and 30.0K，respectively．The results showed that the different-mode-interacting boiling could effectively enhance the CHF of flow boiling compared with the nucleate boiling．In addition，the inlet velocity and subcooling had a significant impact on the critical heat flux，and the trends were the same．Thus，the reduction in inlet velocity and subcooling could increase the ratio of critical heat flux enhancement．In the experiment，the largest ratio of critical heat flux enhancement was approximately 43.4% at the inlet velocity of0.1m/s and subcoolingDsubof 10.0K．

boiling heat transfer enhancement；flow boiling；different-mode-interacting boiling；critical heat flux；plate with non-uniform thermal conductivity

TK448.21

A

0493-2137(2020)09-0917-07

10.11784/tdxbz201910025

2019-10-15；

2019-11-11.

宇高義郎（1949—  ），男，博士，教授，utaka@ynu.ac.jp.

陈志豪，zhchen2015@tju.edu.cn.

(责任编辑：金顺爱)