近年来,飞速发展的电子科技行业给社会及日常生活带来日新月异变革的同时,芯片集成度和功率也呈级数倍增长^[1],因此对集成电子的散热问题提出了很高要求。如何在尽可能小的空间内实现有效散热,以保证大功率高集成度电子元器件的正常运行,是目前传热界非常关注的热点问题。在这一大背景下,微肋阵热沉这一具有高散热效率的散热结构应运而生^[2]。

目前对于微肋阵热沉的研究,其关注点主要有如下两部分:几何结构对于微肋阵流动和换热的影响,以及换热工质对于流动和换热特性的影响。国际上最早关于微肋阵的研究均集中于肋片形状、尺寸以及排列方式对于流动特性和对流换热特性的影响 ^{[3, 4, 5]};而后端壁面效应对于微肋阵内热流体力学特性的影响成为研究热点之一^{[6, 7, 8, 9]}。另外,关于不同形状微肋阵的流动及换热特性及其优化也是微肋阵研究的一个重要内容^{[10, 11]},如各形状微肋阵中顶部间隙对于微肋阵内流动和换热的影响等^{[12, 13, 14, 15, 16, 17]}。除上述主要针对几何结构进行的研究外,还有部分学者对微肋阵中的换热工质进行研究^{[18, 19]}。上述研究表明,微肋阵内流动和对流换热受众多因素的影响,例如截面形状、高径比、排布方式、工质以及加热功率等。尽管部分研究中涉及到了不同加热功率下的对流换热,并指出加热功率对于换热会产生一定影响^[20],但并未展开相关研究。基于上述研究现状,对截面形状分别为圆形、菱形和三角形的微肋阵在不同加热功率下的阻力及换热特性进行试验研究,详细讨论了加热功率对于微肋阵热沉的压力降、阻力系数、总热阻以及Nu数的影响规律及其机理。

试验系统如图1所示,整个装置由带有微肋阵的试验段以及带有压力控制的供液回路组成。试验所需压力由12 MPa的高压氮气瓶提供,高压氮气经过气体过滤器及精密压力控制装置后驱动储液罐内的去离子水进入节流管路,再经放置在试验段入口前的一段节流管路降压后进入试验段。试验中,通过调节精密减压阀可以控制去离子水的流量;试验段前端设置的节流管路可以对来流节流降压,以此降低液体压力的控制难度并减小对试验段进口压力的影响;试验段进出口设有T型热电偶以测量其进出口温度;液体质量流量采用高精度流量计进行测量。

图1(Fig.1)

图1 试验装置示意图 Fig.1 Schematic of experimental system

图2为试验段及加热元件示意图。在一紫铜棒顶端加工出微柱群及流动通道,从而获得一体化加热试验段以避免接触热阻;并在紫铜棒低端铣出9个柱状加热孔,将电加热棒插入其中对顶端试验段进行加热。测试试验段长度L=40 mm,宽度W=5.8 mm。在试验段与加热部的连接部分一侧沿工质流动方向分别在入口、中间、出口处布置上下两层共计6根K型热电偶,以测量试验段周围的温度。通过直流稳压电源(芯驰SDC36100S)控制电加热棒的加热功率。试验段顶端覆盖玻璃片,涂以704硅橡胶进行密封以形成微柱群通道。

图2(Fig.2)

图2 试验段及加热部分示意图 Fig.2 Schematic of the test section and the heating element

各试验段的详细尺寸列于表1中。其中H为微肋片高度,mm; D为水力直径,mm; S_T和S_L为肋片间距(如图2所示),mm。

表1(Table 1)

表1 试验段尺寸Table 1 Dimensions of the test sectionsmm 肋片形状 H D ST SL 圆形 0.5 0.40 0.8 1.2 菱形 0.5 0.36 0.8 1.2 三角形 0.5 0.25 0.8 1.2

表1 试验段尺寸 Table 1 Dimensions of the test sectionsmm

微肋阵中流动Re由下式进行计算:

本研究采用水力直径作为微肋阵的特征尺寸;u_max为通道面积最小截面上的流速,计算公式为

试验段采用绝热材料进行包裹,经测量热损失比例约为1.17％～3.08％,可忽略不计。A由下式进行计算:

本试验台所用热电偶精度为±0.15 ℃(范围不超100 ℃)。微柱及通道尺寸由机加工所用雕刻机(YF-DA7060)精度决定,其加工精度为±0.5 μm,因此其各个尺寸误差在±0.2％以内。进出口温度差ΔT、流量G_m、加热功率P、壁面温度T、Nu等参数误差按文献^[21]中分析方法计算得到并列于表2中。

表2(Table 2)

表2 试验误差Table 2 Experimental uncertainties ΔT／℃ Gm／％ P／％ T／℃ Re／％ Rtot／％ Nu／％ ±0.3 ±0.01 ±0.03 ±0.6 ±4.2 ±3.85 ±6.5

表2 试验误差 Table 2 Experimental uncertainties

加热功率的变化会对微肋阵内的流动及阻力特性产生影响,本节将对不同形状微肋阵内压力降及流动阻力受加热功率变化的影响规律及其机理展开定量分析。

图3对比了各形状微肋阵在不同加热功率下压力降随体积流量的变化关系。

图3(Fig.3)

图3 不同加热功率下微肋阵内压力降随流量变化图 Fig.3 Profiles of pressure drops vs. flow rate in micro pin fins of circle,diamond and triangle at different heating loads

由图3可以看出,随着加热功率的增加,相同流量条件下3种不同形状的微肋阵内的流动压力降均随加热功率的增加而增大,这是由于当流体流过微肋阵时,尽管随着加热功率的增加,相同流量的工况下微肋阵内工质的平均温度有所升高,从而使得流体的热物性发生变化,能够在一定程度上降低工质流过微肋阵时的摩擦阻力损失;然而由于微肋片的存在,液态工质绕过微肋阵进行对流换热时,压力损失主要由摩擦阻力损失和压差阻力损失两部分组成,而压差阻力损失是由于流动的分离和漩涡的产生造成的,因此随着加热功率的增加,微肋阵通道底部与底部流体之间、以及微肋片与流体之间温差增大,这在一定程度上增加了浮升力对微肋阵对流换热的影响,强化了冷热流体之间的混合和扰动,从而导致在相同的流速下边界层更早发生分离,流体绕微肋片流动的压差阻力明显增加,其综合影响效果是增加了压力损失。

另外由图3还可以看出,当流量较低时不同加热功率下的压力降之间的偏差更加明显,这是由于在流速较低时,微肋阵及通道底部壁面温度与液态工质温度之差较大,微肋阵内混合对流换热效应更加明显,同时较低流速下微肋阵内边界层较厚,因此当增大加热功率时,混合对流中的浮升力对于边界层的影响更加明显,从而使得边界层更早分离,绕微肋片流动的尾流区范围更大,最终使得微肋阵内的压力降增加。当流量在10~150 ml／min变化时,不同加热功率下圆形微肋阵的压力降之间偏差的最大值及最小值分别为285.21％、12.62％,菱形分别为181.26％、9.84％,三角形分别为351.34％、17.03％,由此可知在流量较低时,三角形微肋阵内部压力降受加热功率的影响更加明显,其次是圆形微肋阵,菱形微肋阵受影响最小。

图4给出了不同加热功率下圆形、菱形和三角形微肋阵内流动阻力系数分布情况。由图4可以看出,不同加热功率条件下3种形状微肋阵的阻力系数f随着Re变化呈现相同的规律,即随着Re 的增大而减小,当Re增大到一定值时,f均趋于一定值。如前所述,由于微肋阵的换热热流密度较高,当Re较低时加热功率的增大会使得微肋阵内换热工质平均温度显著增高,从而强化了冷热流体之间的混合和扰动,进而影响微肋阵内部绕流的阻力系数,使其在低Re随加热功率的增加而略有增大。

图4(Fig.4)

图4 不同加热功率下微肋阵内f随Re变化图 Fig.4 Profiles of friction factors vs. Re in micro pin fins with different heating loads

对比图4(a)~(c)可以看出,当加热功率发生变化时,f随加热功率增加的变化率存在差异。当Re分别为96.95、95.43、85.77时,圆形、菱形及三角形微肋阵内f值随加热功率增加的变化率分别为143.32％、112.67％、237.31％,即三角形微肋阵的阻力系数在低Re下受加热功率影响最大,圆形则略高于菱形。如前所述,这是由于不同形状微肋阵绕流中边界层分离及尾流区发展过程不同所造成的。另外,受工质平均温度变化的影响,随着Re的增加,加热功率变化对微肋阵内阻力系数f的影响迅速减弱,且不同形状微肋阵的减弱速度有所不同。对于圆形和菱形截面的微肋阵,当Re>400时加热功率对于阻力系数的影响基本消失,而对于三角形微肋阵,当Re>250以后阻力系数已不再随加热功率的改变而发生变化。对于圆形和菱形截面的微肋阵,当Re≥400时尾流区内的流动由层流向湍流过渡,尾流区内流体脉动强度较高,因此加热功率增大带来的扰动对于微肋阵尾流区的影响相对较小。

除流动阻力外,加热功率对微肋阵内换热也会产生直接的影响。本节将讨论不同形状微肋阵内对流换热总热阻以及Nu数随加热功率的变化规律及其机理。

图5给出了圆形、菱形及三角形截面微肋阵的总热阻随Re数的变化规律。

图5(Fig.5)

图5 不同加热功率下微肋阵内热阻随Re变化图 Fig.5 Thermal resistance in micro pin fins of circle,diamond and triangle with different heating loads

由图5可以看出,3种截面微肋阵内对流换热总热阻均随Re的增加而降低,且当加热功率发生变化时,微肋阵内的热阻也相应改变。对于圆形及菱形截面微肋阵,当Re < 600时,微肋阵热阻随加热功率的增加而明显减小,以Re=200为例,圆形截面微肋阵内加热功率由51.24 W增加至149.35 W时,热阻降低52.79％,菱形截面微肋阵降低35.92％。当Re增加至600以后,加热功率对于微肋阵热阻的影响基本消失。而对于三角形微肋阵,低Re下热阻随加热功率的增加而降低的比例最高可达73.42％,而当Re高于250后,微肋阵对流换热热阻已不再随加热功率的改变而发生变化。该现象说明,Re的增大在降低微肋阵热阻、强化对流换热的同时,也逐渐削弱了加热功率对于热阻的影响。而三角形微肋阵由于其外形的非流线型,微肋片绕流尾流区的转捩Re较低,因此与圆形和菱形截面微肋阵相比,低Re下其热阻随加热功率的变化更加剧烈。

图6给出了圆形、菱形以及三角形微肋阵内液态流动的Nu随加热功率的变化情况。由图6可以看出,3种微肋阵内的Nu均随加热功率的增加而增大,对于圆形微肋阵,当加热功率由Q=51.24 W增加至149.35 W,试验范围内对流换热Nu最大可增加52.64％(Re=204.35),而菱形微肋内Nu增加了81.26％(Re=117.38),即加热功率的增加明显强化了微柱群内的对流换热。出现这一现象的原因是由于加热功率的增加使得流体的物性参数在流过微柱群过程中发生了较大变化。特别是动力粘度,其数值随微肋阵加热功率的增加大幅度降低,使得边界层厚度减小,增强了工质扰动,进而强化了对流换热。因此,尽管加热功率较大时工质沿流动方向的温差有所增加,从而产生一定的轴向导热效应,但综合效果是强化了对流换热。另外由图6还可以看出,这一现象在低Re下更加明显。这是由于在低Re下,加热热流密度增大导致的工质温升更加明显,工质水的动力粘度显著降低,减小了流动中粘性阻力损失,因此与加热热流密度较小的工况相比,更有利于增强工质水流过微柱群时的扰动,特别在近壁区内能够明显提高工质的对流强度,削弱端壁面效应的影响,从而使得强化效果更加明显。对于三角形微肋阵,如图6(c)所示,当Re < 250时较高加热功率下微肋阵中Nu要高于较低加热功率的工况;当Re>250后受尾涡区演变的影响,出现了相反的现象。

图6(Fig.6)

图6 不同加热功率下微肋阵内Nu随Re变化图 Fig.6 Comparisons of Nuin circle,diamond and triangular micro pin fins at different heating loads

(1) 相同流量下,加热功率的增大使各微肋阵内压力降增加,且不同加热功率下压力降的变化率随流量的增加而减小。

(2)各形状微肋阵内流动阻力系数均随加热功率的增加而有所增大,低Re下最大增幅均高于110％。对于圆形和菱形截面微肋阵,当Re>400后加热功率不再对流动阻力系数产生影响,而三角形微肋阵中Re>250后该影响已完全消失。

(3)圆形与菱形截面微肋阵内平均Nu随加热功率的增加而增大,最大增幅均高于50％;当Re < 250时三角形微肋阵内Nu随加热功率的增加有所增大,当Re>250时则出现相反现象。

(4)3种形状微肋阵热阻随加热功率的增加而明显减小,对于圆形及菱形截面微肋阵,当Re>600后加热功率对于热阻的影响基本可以忽略,而对于三角形微肋阵,当Re高于250后加热功率对热阻基本不再产生影响。