Transferts de chaleur en spray cooling

Dans le spray cooling en électronique, le transfert de chaleur se produisant dans un processus de refroidissement par pulvérisation comprend plusieurs mécanismes de transfert de chaleur. La combinaison et l’interférence de ces mécanismes font du refroidissement par pulvérisation un phénomène unique par rapport à d’autres méthodes de refroidissement classiques, tels que la convection forcée qui utilise seulement un fluide monophasique. Trois grands mécanismes de transfert de chaleur ont été proposés par (Pais et al., 1992), (Mesler et Mailen, 1977), (Yang et al., 1996) et (Rini et al., 2002) : l’évaporation de la surface du film liquide, la convection forcée résultant de la collision des gouttelettes sur une surface chauffée, et enfin la présence des sites de nucléation secondaire sur la surface de gouttelettes de pulvérisation. La Figure 118 illustre les mécanismes de transfert de chaleur de base qui seront expliqués plus en détail plus loin dans cette section. D’autres chercheurs ont suggéré d’autres mécanismes. (Selvam et al., 2005) a proposé que la conduction transitoire liquide soit le mode de transfert dominant. (Horacek et al., 2005) a suggéré que le transfert de chaleur de la ligne de contact est essentiel pour un refroidissement par pulvérisation.

Figure 118 – Mécanisme de transfert de chaleur dans le refroidissement par pulvérisation (Yan et al., 2011)

L’évaporation de surface du film liquide est l’un des mécanismes clés dans le transfert de chaleur de refroidissement par pulvérisation. Un film liquide est formé sur la surface chauffée lorsque le refroidissement est déclenché. Ce film est généralement très mince avec une épaisseur de quelques centaines de microns (300-500 μm). L’impact des gouttelettes de pulvérisation peut générer un effet thermique supplémentaire, ce qui diminue la résistance thermique de la mince pellicule de liquide et améliore considérablement l’efficacité globale de transfert de chaleur. (Pais et al., 1992) a suggéré que l’évaporation du film mince est le mécanisme de transfert de chaleur dominant en refroidissement par pulvérisation. Bien que la partie de changement de phase du processus d’évaporation ait également été proposé comme une amélioration possible pour le transfert de chaleur, elle n’est pas considérée comme l’effet dominant ((Silk et al., 2008)).

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La convection forcée par projection de gouttelettes consiste en un empiètement des gouttelettes sur le film liquide qui, de par la force de ces gouttelettes, produit une amélioration de la convection forcée dans le film liquide. (Tan, 2001) a montré que c’est un facteur très important dans le refroidissement par pulvérisation avec de l’eau. Un taux de refroidissement de 200W/cm² avec une température de surface de 99°C et en utilisant l’eau comme liquide de refroidissement a été observé par (Navedo, 2000).Lorsque la température atteint 99°C, le phénomène de nucléation s’absent et la majorité du flux de chaleur enlevé sera due à la convection forcée pour le refroidissement par pulvérisation à une seule phase. Dans les régions de deux phases, la convection forcée par la projection des gouttelettes est considérée comme l’effet dominant dans la période de faibles flux et de surchauffe de la surface. (Pautsch et Shedd, 2005) a fait une série d’expériences sur le refroidissement par pulvérisation avec des buses uniques et multiples et a mis au point un modèle empirique à partir des résultats expérimentaux. Ce modèle a indiqué que le transfert de chaleur dans la région monophasée joue le rôle le plus important dans la détermination du flux thermique maximal.

Des expériences précédentes ont montré que des bulles semblent être de plus en plus de sites de nucléation sur la surface chauffée. Ceci est dû à la cavitation sur la surface chauffée qui favorise la croissance des bulles ((Rini, 2000)). L’initiation de la croissance des bulles est due au flux de chaleur absorbé et à la température de saturation atteinte au niveau du site de noyau local, ce qui conduit à un changement de phase du liquide. Lorsque cela se produit, la bulle commence à se développer à partir du noyau en absorbant la chaleur de la surface chauffée dont la température commence à diminuer. Dans le refroidissement par pulvérisation, la dynamique de la gouttelette lui permet d’empiéter à travers le film liquide pour atteindre la surface chauffée conduisant à l’éclatement des bulles. Cela provoque une évacuation rapide des bulles au niveau des sites de nucléation et un intervalle de temps plus court pour la croissance des bulles à partir du même site. Un autre scénario possible est que lorsque la convection forcée par la collision des gouttelettes efface les bulles à la surface entrainant une augmentation de nouvelles bulles à partir des sites de nucléation et une réduction dans la durée d’ancrage des bulles sur la surface chauffée. Ces caractéristiques permettent un développement croissant des bulles.

Il a été proposé que le grand nombre de sites de nucléation secondaires soit une raison pour le refroidissement par pulvérisation pour éliminer un flux de chaleur plus élevé de la surface chauffée. A cause de l’éclatement, de petites gouttelettes pourraient piéger la vapeur autour d’eux et l’amener dans le film liquide, ce qui permet aux bulles de vapeur piégées d’agir comme des sites de noyaux secondaires. Ces sites sont très importants dans le transfert de chaleur.

La conduction transitoire a été simulée par (Selvam et al., 2005). Leur modèle suggère que l’empiétement des gouttelettes froides lors de l’impact, le rebond du liquide froid après l’impact et la conduction transitoire attribuée à la diffusion du liquide froid sur la surface sèche et chaude, ont joué le rôle dominant dans l’enlèvement de flux de chaleur. Le flux de chaleur transitoire dans le film liquide est déterminé à partir de la fréquence de départ des bulles de vapeur et le liquide entourant ces bulles dans les emplacements occupés par des bulles de vapeur antécédentes.

Enfin concernant le transfert de chaleur par la ligne de contact, les résultats de mesure effectués par (Horacek et al., 2005) ont indiqué que la surpression de chaleur ne dépend pas seulement de la fraction de la surface mouillée de liquide mais bien elle est une corrélation de la longueur de la ligne

de contact. Il a été suggéré que le flux d’évacuation de la chaleur peut être amélioré en contrôlant la longueur de la ligne de contact ou sa position à travers la construction et la géométrie de surface.

Figure 119 – Diagramme des régimes de transfert thermique goutte/paroi (Dewitte, 2006)

Sur la Figure 119, (Dewitte, 2006) décrit les différentes phases des régimes de transfert thermique goutte/paroi.

La première phase [a, b] correspond à l’évaporation de film ; le point Tb sur le graphe correspond à la température d’ébullition du liquide. Au cours de cette période, la chaleur est transmise à la phase liquide par conduction puis dissipée par évaporation au niveau de l’interface liquide/gaz. Ce régime, caractérisé par des temps d’évaporation relativement longs, peut intervenir à des températures supérieures à la température d’ébullition du liquide, cela dépend de la rugosité de la surface et des propriétés physiques du liquide.

La seconde phase [b, c] correspond à l’ébullition nucléée. La température atteinte au point b est le minimum nécessaire pour activer un site de nucléation. Plus la température augmente au-delà de cette limite, plus le nombre de bulles de vapeur au sein de la goutte sera important. La température au point c’est la température de Nukiyama.

La troisième phase [c, d] est une zone de transition. C’est un régime d’ébullition transitoire durant lequel certaines parties de l’interface ne mouillent plus la paroi, d’où une nette diminution du taux de transfert de chaleur entre la goutte et la paroi. La température en d correspond à la température de Leidenfrost.

Enfin la dernière zone correspond à l’évaporation sphéroïdale. Dès que la goutte est en contact avec la paroi un film de vapeur se développe, limitant considérablement l’efficacité du transfert de chaleur.

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D.Etalonnage des différents capteurs

D.1 Etalonnage des thermocouples

Les thermocouples utilisés pour l’étude sont de type T, c’est à dire une combinaison de cuivre et de Constantan (alliage cuivre + nickel). Ces thermocouples sont munis de connecteurs qui servent à avoir un dispositif de mesure en température le moins encombrant possible. Ils permettent ainsi de faire la liaison entre les fils épais de cuivre/Constantan contenus dans le câble du thermocouple type T (connecteur femelle) avec des fils plus minces de cuivre/Constantan aux bouts desquels se fait la soudure chaude (connecteur mâle), comme le montre la Figure 120b.

Les thermocouples sont étalonnés dans un bain de glycol à la profondeur de 16 cm, c’est à dire à la même hauteur que la sonde étalon. Cette dernière a été préalablement étalonnée par le Laboratoire National de métrologie de d’Essais (LNE).

Figure 120 – Dispositif d’étalonnage des thermocouples

L’étalonnage se fait en plusieurs points dans la plage de températures rencontrées expérimentalement afin de garantir la meilleure correction en température. En l’occurrence, la plage de température considérée va de 15 à 80 °C. Dans cette plage, 7 consignes de température sont retenues : 15, 25, 35, 45, 55, 65 et 80 °C. Afin d’éviter tout phénomène d’hystérésis, les mesures ne doivent pas se faire dans un même ordre croissant ou décroissant : elles doivent être alternées. La stabilisation de chaque température prend en moyenne 1 h.

Pour chaque consigne de température, la valeur affichée par la sonde étalon est relevée toutes les 2 minutes sur une durée de 40 minutes. Dans le même temps, la centrale d’acquisition fait un relevé de température à la fréquence de travail choisie, c’est à dire 10 s.

Pour obtenir les coefficients de correction, il suffit d’entrer dans un formulaire prévu à cet effet pour chaque palier de température :

 _{la moyenne des températures affichées par la sonde étalon ;}

 les moyennes et écart-type des 20 thermocouples d’une carte d’acquisition.

Ensuite, le logiciel M-CARE estime pour chaque thermocouple la droite d’étalonnage par la méthode des moindres carrés généralisés de Gauss-Markov, notée GGMR pour Generalised

Gauss-Markov Regression. On donne ci-dessous le résultat des étalonnages pour les 4 cartes de

thermocouples nommées A, C, D et E.

D.2 Etalonnage des hygromètres

Les hygromètres de la marque Vaisala mesurent à la fois l’humidité relative et la température. Les hygromètres sont ainsi étalonnés pour ces 2 grandeurs.

Pour l’humidité, l’étalonnage se fait avec des solutions salines. En effet, l’humidité reste stable dans une atmosphère confinée, à température contrôlée et saturée en sel. En fonction de la nature du sel, l’humidité ne sera pas la même. Ici, l’étalonnage se fait avec les sels LiCl, K2SO4 et NaCl. A 25 °C, l’humidité est de 11.3 % pour LiCl, 75.3 % pour NaCl et 97.3 % pour K2SO4.

Après un préalable nettoyage de chaque pot d’étalonnage, de l’eau déionisée a été mélangée avec chacun des sachets de sels pré-dosés fournis par Vaisala dans les proportions suivantes : 10 mL pour le NaCl et le K2SO4, et 12 mL pour le LiCl.

Pour chaque sel, l’acquisition des tensions correspondant aux hygrométries se fait pendant 10 à 20 minutes après stabilisation.

Figure 121 – Sels d’étalonnage (© Vaisala)

Pour la température, l’étalonnage se fait dans une veine ouverte dont la température d’air est contrôlée. Cette température peut varier à l’aide de résistances chauffantes (3 de 6 kW au total) et