超声对无沸腾区浸液式喷雾冷却的影响研究

引 言

随着电子元器件集成度提高，传统散热方式无法解决高热通量的有效散热[1-2]。喷雾冷却具有工质与表面温差小、没有沸腾滞后性、可实现均匀的冷却壁面温度、工质需求量少等优点，在高热通量散热条件下具有广阔的应用前景[3-4]。

为保证电子元器件的可靠性和稳定性，热沉表面温度宜控制在85℃以下[5]，这将导致以水为代表的冷却工质在常压下仅能以无沸腾状态换热。其换热机制表现为：无沸腾区喷雾冷却时表面温度较低，在加热面上会形成一层液膜，液膜在喷雾冲击力作用下，不断向加热面的边缘移动，此时流体温度因吸热而升高[6]。由于液膜很薄，在喷雾击打下，边界层减薄，与常规强制对流换热相比喷雾强制对流换热能力更强[7]；无沸腾区同时存在薄液膜蒸发换热，在高热通量和低流量的情况下，薄液膜的蒸发换热作用显著[8]；随着喷雾流量增加，表面传热系数线性增加，无沸腾区喷雾液膜相对较厚，致使蒸发换热可以忽略[9]。

在喷雾冷却过程中，工质种类[10-11]、工质流量[12-13]、喷嘴类型[14-15]、表面粗糙度[16-17]等影响因素受到广泛关注。在无沸腾区换热中，Rybicki等[18]发现喷嘴的雾化特性可以通过改变液膜的形态和速度而影响喷雾冷却效果。吴正人等[19]通过仿真计算发现当压力增大时，液膜厚度在大体趋势上变薄，提高了喷雾换热能力。Pautsch等[20]采用全反射光学技术测量喷雾压力和液膜厚度的关系发现：喷雾压力增大，更高的液滴速度冲击液膜表面，液膜流速增加，液膜减薄，进而换热得到强化。谢宁宁等[21]研究发现对于压力旋流喷嘴，在一定范围内，喷雾流量和压力呈线性关系，调整喷雾压力和高度可改变喷嘴的雾化特性。Cheng等[22]测量压力旋流喷嘴的雾化特性发现：随着流量增大，液滴速度及主流区面积都有所增大，液滴直径和液滴数径向分布越均匀；随着喷雾高度增加，液滴直径和径向速度增加，液滴数减少，粒径、速度和液滴分布越趋于均匀。

对于无沸腾区密集流喷雾冷却，改变喷雾压力和喷雾高度是有效但单一的调节手段，即冷却性能进一步强化存在较大局限性。近年来，Wang等 [23]以水为工质开展了无沸腾区浸液式喷雾冷却实验研究，发现在较低热通量下，浸液式喷雾表面温度相比单纯的喷雾冷却下降了10.4%，传热系数提高了19.5%，即在同等条件下浸液式喷雾的散热效率更高。Patrick等[24]研究发现浸液式冷却能突破单相、两相冷却瓶颈，使得高功率电子元件能有效散热。

浸液工况为喷雾冷却性能的进一步提升提供了更多的可能性，浸液超声喷雾冷却即是一种有效途径。超声在液体中传播时，存在着声流和空化机制，有助于促进换热[25]。Wong等[26]研究发现，在低热通量条件下超声强化单相对流传热，超声声压低于空化阈值时，超声波对传热产生的影响可以忽略。Legay等[27]研究发现空化泡的破裂会引起附近液体的湍动和微扰，从而使得热边界层减薄，同时热沉表面附近的流体扰动还会增加汽泡脱离表面的频率，从而提高传热系数。张东伟等[28]研究表明超声空化核心的链式破裂具有减薄边界层、增强换热的效果。Kiani等[29]研究表明传热强化效果随声强增加，随超声换能器与加热段距离减小而增强；超声频率对换热效果影响很小[26]。Kim等[30]研究表明多个超声波换能器容易出现干涉，导致强化效果减弱；当液体经煮沸除去不凝性气体后，仅在加热表面产生局部空化，强化效果会相对减弱。总体上，超声强化倍率在1.18～6之间，个别文献甚至达到10[27]。

但是，高热通量下超声在喷雾冷却强化换热方面未见报道。喷雾特性有助于热沉表面附近形成大量二次成核点，在超声作用下成核点会形成空化泡且溃灭时在近壁面处产生喷注现象，同时超声在液体中传播时会形成声流，进一步提升液滴冲击热沉表面的速度，超声和喷雾冷却从机制上存在较高的契合度。为了获得无沸腾区浸液式超声喷雾冷却特性，本文设计并搭建了以H2O为冷却剂的闭式喷雾冷却实验平台，研究喷雾高度、喷射压力、热通量以及超声对浸液式喷雾冷却换热性能的影响。

1 实验系统

实验装置如图1（a）所示，闭式循环喷雾冷却实验台主要由五个部分组成，分别是喷雾腔、加热系统、供液系统、超声发生系统以及测控系统。其工作原理如图1（b）所示，工质在恒温水浴中冷却，降至设定温度后通过过滤器进入水泵加压，一部分工质由喷嘴喷射至加热表面，另一部分通过冷却盘管冷却浸液水温。换热结束后的工质流入恒温水浴中进行冷却，如此重复循环。

图1

图1   喷雾冷却系统

Fig.1   Spray cooling system

加热块材质为紫铜，将4根功率为500 W的加热棒水平嵌入柱体作为模拟热源，加热棒接入调压电路，通过控制输入电压调节热通量，热沉表面直径设计为ϕ17 mm的圆柱形结构，在距离热沉表面顶部13、21、29 mm位置处设置热电偶测温孔，每个测温孔布置一个热电偶，模拟热源结构如图2所示。在紫铜块周边填满硅酸铝纤维棉保温，且在顶部通过聚四氟乙烯板封装使得加热块具有良好的绝热性能。喷嘴型号为美国斯普瑞公司的1/8G-SS1.5。电压调节器控制加热功率范围为0～380 W，配置PW9901智能参数测量仪读取监控电压、电流、电功率等参数。

图2

图2   模拟热源结构

Fig.2   Structure of simulated heat source

2 数据处理与误差分析

2.1 数据处理

热通量、热沉表面温度和表面传热系数是衡量喷雾冷却传热性能优劣的重要参数，在实验过程中，直接测量这些参数较为困难，目前获得这些参数的方法是根据傅里叶导热定律间接计算得出。实验段热源圆柱的长度方向包覆纤维棉绝热保温，热量只沿实验段轴向传递，因此实验段逐步降温的过程遵循一维导热规律[31]。将傅里叶导热定律简化后，得到稳态下一维导热热通量计算公式：

q=−λ∂T(y)∂y$q=-\lambda \frac{\partial T\left(y\right)}{\partial y}$(1)

式中，q为热通量，W/m2；λ为紫铜的热导率，W/(m·K)。

对实验中3个温度测点值采用加权最小二乘法线性拟合，权重与热电偶不确定度相关，基点选为热沉表面，则有：

T(y)=a+by$T\left(y\right)=a+by$(2)

实验中测量的热通量、热沉表面温度以及表面传热系数可以表述为：

q=−λb$q=-\lambda b$(3)Tw=a$T_w=a$(4)h=q(Tw−Tin)$h=\frac{q}{(T_w-T_{in})}$(5)

式中，a 为截距；b为温度分布斜率；h为表面传热系数，W/(m2·K)；Tw为热沉表面温度，℃； Tin为喷雾工质入口温度，℃。

2.2 误差分析

实验中所采用的测量仪器及其精度列于表1，为保证测量准确性，在实验开始前，对实验台所有设备进行了标定。

表1   测量仪器及其精度

Table 1  Measuring instrument and accuracy

此外，拟合3个热电偶温度分布斜率的最大不确定度为±0.02；热电偶的位置由加工工艺决定，不确定度为±0.1 mm；热导率不确定度为0.05 W/(m·K)；考虑T3测点截面距离加热棒近且加热棒非对称布置，经FLUENT数值模拟，额外引入T3测点不确定度±0.35℃。则根据误差传递公式[32]，在实验范围内，热沉表面温度最大不确定度为±0.9℃，热通量、表面传热系数最大相对不确定度分别为±4.2%、 ±5.9%。

3 结果与讨论

为研究超声浸液式喷雾冷却传热的影响因素及传热规律，在一定流量、喷雾高度以及浸液水量等条件下，施加固定频率20 kHz的超声波，多次调节加热功率，进行稳态实验。

3.1 不同压力下超声对浸液式喷雾冷却的影响

将喷嘴高度设为距离热沉表面10 mm，浸液水量高为35 mm（喷雾腔内长度、宽度均为230 mm），通过改变喷雾压力（0.1、0.2、0.3、0.4、0.5 MPa）进行多次实验。当加热块上3个测点的温度都达到稳定时（单次实验加热时长在30~60 min范围内），记录数据；再继续加大电压，电压从60 V调节至110 V，以10 V为一个单位进行调节，重复实验。通过拟合得出稳定条件下的热通量和热沉表面温度，再计算出表面传热系数，由此得到不同热流下表面传热系数及热沉表面温度随喷雾压力的变化如图3所示。

图3

图3   不同热流下传热系数与热沉表面温度随喷雾压力的变化

Fig.3   Variation of surface heat transfer coefficient and surface temperature with spray pressure under different heat fluxes

从图3中可以看出，随着喷雾压力升高，表面传热系数升高，热沉表面温度下降；当喷雾压力较小即喷雾流量较小时，超声浸液式表面传热系数大于浸液式；随着喷雾压力提高，超声对于喷雾冷却的贡献逐步降低，甚至在热通量较小时起到恶化效果。为分析恶化原因，在未加喷雾的恒定水浴内开启超声装置，水浴内水温变化如图4所示。

图4

图4   浸液水温变化

Fig.4   Change of immersed liquid temperature

从图4可以看出，在只施加超声的条件下，浸液水温随着时间在不断升高，可见超声耗散热效应对水温影响较大，在一定程度上会恶化传热。

在研究喷雾压力对超声浸液式喷雾冷却的影响实验中，为了更好地比较超声浸液式喷雾与浸液式喷雾之间的换热效果，定义换热提升比例ε$\epsilon$如下：

ε=hi,u−hihi×100%$\epsilon =\frac{h_{i,u}-h_i}{h_i}\times 100\%$（6）

式中，hi，u表示超声浸液式表面传热系数；hi表示浸液式表面传热系数。在不同喷雾压力下换热提升百分比ε如图5所示。

图5

图5   不同喷雾压力下浸液超声式对浸液式的换热强化效果

Fig.5   Heat transfer enhancement effect of immersed ultrasonic type versus immersed type under different spray pressures

从图5可以看出，在本文所研究的热通量范围内，在喷雾压力为0.1 MPa，热通量为45 W/cm2时，超声浸液式相比浸液式换热强化了3.3%；当热通量为150 W/cm2时，超声浸液式相比浸液式换热强化了14.4%。当热通量在45~100 W/cm2，喷雾压力高于0.3 MPa时，浸液式喷雾冷却施加超声，换热能力反而恶化。这是由于：在液体中施加超声波，声压梯度会使液体形成非周期性声流，同时会产生空化泡，空化泡高速脉动还会使得泡外液体形成湍流或环流，另外空化泡在壁面附近破裂会形成喷注，上述机制均有利于降低热沉表面边界层厚度强化换热；当喷雾压力较小如0.1 MPa时，雾化流冲击热沉表面的速度不高，热边界层较厚，此时辅以超声有利于减小边界层厚度，从而可有效提升换热能力；而当喷雾压力较高如0.5 MPa时，喷雾液滴进入水中的数量以及速度大幅增加，超声强化换热机制与喷雾强化机制从本质上有所重叠，雾化流速度的进一步提升对换热提升有限，反而由于超声在液体中传播时存在热耗散效应，恶化换热。

另外，从图5中可以看出，随着喷雾压力升高，强化比并非完全遵循递减规律，强化比计算除受不确定度影响以外，还受限于现有实验装置浸液温度控制手段，在不同的强化对比点，主浸液区温度存在约±1.5℃的波动。

3.2 不同热通量下超声对浸液式喷雾冷却的影响

为研究热通量对超声浸液式喷雾冷却性能的影响，采用与上述相同的实验条件和方法， 得到不同喷雾压力条件下表面传热系数随热通量变化如图6所示。

图6

图6   不同喷雾压力下对流表面传热系数随热通量的变化

Fig.6   Variation of convective surface heat transfer coefficient with heat flux density under different spray pressures

从图6中可以看出，随着热通量增加，相同压力下表面传热系数提高；当喷雾压力较小时，热通量越高，超声对浸液式喷雾冷却的换热效果提升越明显；当喷雾压力较高时，热通量提高，超声并不会提升浸液式喷雾冷却性能。这是由于：热通量的提高会导致热沉表面温度升高，此时热沉表面热边界层温度梯度增大，热边界层与主液区之间的热对流能力随之增强，超声声流有助于进一步提升热对流能力，同时热边界层温度升高也有利于形成更多的空化泡。

另外从图中也可以看出，在相同的换热能力下，喷雾压力较低时，施加超声有助于减小喷雾流量。实验中所选用喷嘴的流量与压力变化关系如式（7）所示：

Q1Q2=(p1p2)0.46$\frac{Q_1}{Q_2}={\left(\frac{p_1}{p_2}\right)}^{0.46}$(7)

式中，Q 为喷雾流量，L/min； p为喷雾压力，MPa。定义喷雾流量相对节约比例μ如下：

μ=Qi,u−QiQi×100%$\mu =\frac{Q_{i,u}-Q_i}{Q_i}\times 100\%$(8)

式中， Qi，u表示在相同换热性能时喷雾流量;Qi表示浸液式喷雾流量。喷雾流量相对节约百分比μ随热通量变化如图7所示。

图7

图7   喷雾流量相对节约比例随热通量的变化

Fig.7   The change of spray flow rate saving percentage with heat flux density

从图7可以看出，在无沸腾区给定的热通量范围内，当喷雾压力（喷雾流量）较低时，超声浸液式能节省冷却工质流量，且喷雾压力为0.1 MPa、0.2 MPa节省流量的效果要优于0.3 MPa、0.4 MPa，在0.3 MPa与0.4 MPa条件下甚至会使用更多的流量。随着热通量的增加，较低喷雾压力下喷雾流量相对节约百分比总体趋势为不断增加。

3.3 不同高度下超声对浸液式喷雾冷却的影响

为进一步验证浸液式喷雾冷却强化换热与超声强化换热机制之间的相互关系，改变喷嘴高度H（10、12、14、16、18 mm），可间接调节雾化流冲击热沉表面的速度和有效流量，保证超声施加方式不变，可得到不同喷雾压力和热通量下表面传热系数随喷雾高度的变化，如图8所示。

图8

图8   不同热通量下对流表面传热系数随喷雾高度的变化

Fig.8   Variation of convective surface heat transfer coefficient with spray height under different heat flux density

从图8可以看出，在给定的热通量范围内，随着喷雾高度的增加，超声浸液式与浸液式的传热系数都会减小。对于浸液式 ，从10 mm高度升至14 mm，其传热系数下降幅度较小，从14 mm到18 mm高度下降幅度较大；超声浸液式能减小表面传热系数降低幅度。当喷雾高度较高（18 mm）时，在不同的喷雾压力下，超声浸液式的表面传热系数都大于浸液式，反映出超声浸液式喷雾都能起到强化换热的效果，且随着热通量的升高，强化效果越强。

在不同喷雾高度下，超声浸液式对浸液式的换热提升比例ε如图9所示。

图9

图9   不同喷雾高度下浸液超声式对浸液式的换热强化效果

Fig.9   Heat transfer enhancement effect of immersed ultrasonic type versus immersed type at different heights

从图9可以看出，在不同的喷雾压力下，随着喷雾高度的升高，超声浸液式换热提升比例ε都在不断升高，即喷雾高度增加后，超声浸液式喷雾冷却的强化效果更强（如在喷雾压力0.1 MPa，热通量（152±2） W/cm2条件下，ε从10 mm高度时的14.4%提升至18 mm高度时的29.1%）。这是由于当喷嘴距离热沉表面较高时，喷雾工质从喷嘴喷出后其受到的阻力较大，液滴的速度减小导致较少的喷雾工质降落到热沉表面，且喷雾液滴带来的扰动较小，与超声的空化机制以及声流机制抵消的较小，超声浸液式相比浸液式换热效果有较大的提升。

3.4 超声强化浸液式喷雾冷却的机理分析

超声在液体中传播时，由于声压梯度的存在，往往会使液体引起一种非周期性的运动，即所谓声流；同时液体中的成核点在超声作用下会形成空化泡，空化泡在近壁面处溃灭会形成喷注，同时空化泡的高速脉动也会引起周围液体湍动，即所谓声微流[25]。喷雾有助于在液体中引入更多的成核点，并在超声作用下空化进一步破坏热边界层，促进换热。在喷雾压力较低或喷雾高度较高时，液流冲击热沉表面速度低，超声声流对液流速度提升较大，从而导致超声具有较高的换热提升效果。随着热通量提升，热沉表面温度逐步升高，导致热边界层温度升高，根据空化泡形成机理[25]，液体温度的升高更有利于生成更多的空化泡，并利用声微流和喷注机制减小热边界层厚度，提升喷雾冷却效果。

超声在液体中传播时还会存在热耗散效应，导致主浸液区和热边界层温度升高，尽管本文实验已通过旁通冷流体控制主浸液区温度，但是在热边界层的热耗散效应无法消除，导致热边界层温度升高，恶化喷雾冷却换热。超声强化换热机制与喷雾冷却换热机制存在重叠，当喷雾冷却能力较强时，即低热流或大喷雾流量下，超声强化换热机制被削弱，热效应恶化机制凸显。

4 结 论

本文研究了浸液超声状态下闭式喷雾冷却传热的影响因素及传热规律，在一定的喷雾压力、喷雾高度以及超声等条件下，得到如下结论。

（1）增加喷雾压力（喷雾流量增加）可有效提升表面传热系数，当压力超过一定值时，超声浸液式相比浸液式的强化换热作用减弱，甚至会恶化传热。

（2）最佳喷雾高度10 mm下，在喷雾压力0.1 MPa时，以浸液喷雾为参照，随着热通量升高，超声强化喷雾冷却能力得到提升，最高强化比14.4%。

（3）随着喷雾高度的增加，由于浸液阻力作用使得液流冲击速度减小，导致无论浸液式还是超声浸液式喷雾冷却的换热效果都会降低。在喷雾高度18 mm时，超声对浸液式喷雾冷却的强化比达29.1%。

符 号 说 明