Soutenance mémoire
Les thermosiphons
Amir Faghri a publié beaucoup de recherches au sujet des caloducs. Une partie de son travail avec C. Harley s’intéressé à la modélisation du comportement thermique du thermosiphon en régime transitoire [1]. Ce travail a employé un gaz parfait en écoulement bidimensionnel et laminaire. Ils ont également employé un modèle bidimensionnel pour le profil de température au sein des parois. Aucune cuve n’a été considérée dans l’évaporateur au démarrage, ce qui pourrait nettement changer le comportement de coupure de thermosiphon. Au lieu de cela, le modèle a supposé que le volume critique de suffisance était présent à tout moment. Un volume critique de suffisance se produit quand il y a suffisamment de fluide pour mouiller les parois de thermosiphon. Le fluide additionnel formerait une vase au fond du thermosiphon, et le fluide réfrigérant insuffisant aurait comme conséquence une condition d’adhérence à la paroi. La suffisance critique implique que la masse du fluide est une fonction de la charge thermique imposée. Ceci n’est pas complètement précis pour les thermosiphons. Un autre domaine de recherche est la détermination du profil de vitesse de film du condensat. Faghri et Harley ont employé le modèle de Nusselt, cependant, ils ont assumé une épaisseur moyenne du film pour modéliser la partie vapeur. Ceci a été fait pour faciliter le placement des grilles et pour éliminer le besoin aux coordonnées adaptées au corps dans le modèle. La faiblesse principale du travail est comment le film du condensat était modelé en ignorant la vase liquide et en assumant un pseudo écoulement de Nusselt.
J.G. Reed et C.L. Tien ont étudié le comportement thermique des thermosiphons [2] leur travail a inclus la vase de l’évaporateur, ainsi que l’effet d’entraînement du film du condensat. Les auteurs ont employé un modèle unidimensionnel de l’écoulement de la vapeur en introduisant des corrélations de frottement pour tenir compte de l’effet de l’écoulement annulaire. Le coefficient de transfert thermique du film du condensat a été rapproché par deux corrélations, une pour l’écoulement laminaire, et l’autre pour l’écoulement turbulent. Reed et Tien résolvez les équations de la masse, de quantité de mouvement et d’énergie pour le film liquide, ayant pour résultat une série d’équations algébriques non linéaires couplées. L’inconvénient était que ce modèle n’a pas inclus les effets des parois de thermosiphon, et seulement trois points situés axialement le long du thermosiphon ont été considérés. Leur travail présente seulement une solution analytique pour le problème transitoire. Leur travail présente un bon point de départ pour les recherches dans ce domaine.
Une autre recherche effectuée par Reed, Tien et Chen [3] a fourni des solutions analytiques de l’écoulement permanent, basé sur le travail empirique effectué par Blangetti et Nanshaki [4] Ils ont trouvé une expression plus meilleure qui décrit le coefficient de frottement entre le film liquide et la vapeur quand l’évaporation ou la condensation est présente. Ils ont trouvé également que la corrélation de Nusselt pour le film du condensat ne se corrèle pas bien avec les conditions annulaires biphasés d’écoulement. Cela est dû à l’écoulement de la vapeur qui empêche l’écoulement du film liquide de s’effectuer librement.
Niro et Beretta [5] ont également développé une corrélation pour le coefficient interne de transfert thermique au sein des parois du thermosiphon vers l’espace de vapeur. Cette corrélation est établie pour un régime permanent. L’écoulement de la vapeur au sein du caloduc à été étudié par Bowman [6] où le coefficient de frottement en présence de la condensation et de l’évaporation à été présenté. Ceci sera employé comme base du modèle d’écoulement de la vapeur dans ce travail. Den Braven [7] a étudié l’importance des ondes et des contraintes de cisaillement sur le film du condensat, le résultat de cette investigation numérique conduit à constaté que les ondes interfaciales augmente le transfert de chaleur près de 50%. Beaucoup de travaux de recherches ont été effectué pour décrire la surface onduleuse du film tombant. Massot [8] a présenté une autre théorie au sujet des effets des ondes interfaciales et la physique de leur formation à des petites échelles.
Les caloducs
Pour les caloducs le problème d’exiger le condenseur d’être plus haut que l’évaporateur a été résolu en installant des pores sur la paroi du caloduc. Ceci permet au fluide de fonctionnement d’être pomper, par l’intermédiaire des forces capillaires, ce phénomène assure le revient du fluide à l’évaporateur même dans des cas défavorables de pesanteur. En raison de l’influence de l’industrie de l’espace, et de la disponibilité du financement des recherches, le caloduc a été étudié intensivement, alors que le thermosiphon a été moins étudié en comparaison. Heureusement l’écoulement de la vapeur, la propagation de la chaleur à travers la paroi et certaines conditions d’ébullition et de condensation sont très semblables à ceux concernant le thermosiphon. Cela peut offrir une base solide à la compréhension des phénomènes communs aux deux dispositifs.
Ecoulement de la vapeur
L’écoulement au sein du thermosiphon est a caractère diphasique et annulaire; l’écoulement de la vapeur produite dans l’évaporateur et celui du condensat liquide produit au sein du condenseur. Dans les caloducs l’écoulement du condensat est assuré par l’intermédiaire d’une structure capillaire, ceci permet de le protéger contre les contraintes de cisaillement provoqués par l’écoulement de la vapeur. La modélisation de l’écoulement de la vapeur à été le thème de plusieurs travaux, parmi lesquels figurent ceux établis par Bowman et Hitchcock [12], Harley et Faghri [13], Tournier et El-Genk [14], Issacci [15] et autres. Ces modèles sont bidimensionnels qui dérivent des équations de Navier-Stokes dont la solution nécessite le recourt aux méthodes numériques. Cependant, d’autres ingénieurs, dont Bowman [16,17], Reed [2] et Hoon [18] ont utilisé avec succès des modèles monodimensionnels. Leur raison est que avec un modèle correct de frottement, un modèle unidimensionnel de vapeur est presque aussi précis qu’un modèle de vapeur bidimensionnel, mais il exige de manière significative moins de puissance informatique. Il reste beaucoup de discussion au sujet du modèle le plus précis comme il est montré par les quelques éxemples qui suivent.
Issacci, Catton et Ghoniem [15] ont étudié la dynamique de l’écoulement de la vapeur au démarrage du caloduc et réclamé que seulement un modèle bidimensionnel serait précis. Ils ont assumé que l’écoulement est visqueux et compressible. C’était un modèle très détaillé et un temps machine significatif a été exigé pour résoudre le problème. L’article de Bowman [19], « Numerical Modeling of Heat-Pipe Transients. » donne une bonne vue d’ensemble des techniques résolvaient le problème d’écoulement de vapeur dans les caloducs. Il a conclu que les temps de réponse de la vapeur et de la paroi étaient sensiblement différents. Le temps de réponse de la vapeur est plus rapide que celui de la paroi, il est raisonnable de supposer qu’un pseudo modèle permanent de la vapeur peut être employé en même temps qu’un modèle transitoire de la paroi.
Coefficient de Transfert de chaleur par convection
Reed [2], Niro [5] et d’autres [11,17] ont exploité des données sur des coefficients de transfert thermique à l’état permanent entre la paroi et la vapeur dans un thermosiphon diphasique. Une autre recherche faite par Collier [20] présentait les coefficients de condensation et d’évaporation. La corrélation de Collier sera la base de ce travail. La limitation de base du modèle de Collier est que la pression et la température de la vapeur nécessite d’être près de la pression et de la température de la vapeur saturée. Un modèle de vapeur saturé a été également assumé dans ce travail, justifiant l’utilisation du modèle de Collier.
Le phénomène d’évaporation à partir de la cuve jusqu’à l’espace vapeur a été modélisée en utilisant une relation présentée par Lock [25]. Le choix de cette relation est justifié en raison de sa facilité d’application dans des exemples semblables et sa simple mise en oeuvre. En particulier, l’étude de Lock fait une analyse thermique de la surface interfaciale entre la cuve et la vapeur. Le coefficient de transfert de chaleur à l’état permanant entre la paroi du thermosiphon et la cuve était étudié par Shiraishi [22]. La corrélation présentée par Shiraishi sera la base des calculs des transferts de chaleur entre la vapeur et la cuve. Le modèle de Shirashi est bien adapté à la convection normale, à la convection combinée et aux régimes d’ébullition nucléée.
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Table des matières
INTRODUCTION GENERALE
CHAPITRE I : ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
1.1 Introduction
1.2 Thermosiphon
1.3 Les caloducs
1.4 Ecoulement de la vapeur
1.5 La paroi du caloduc
1.6 Coefficient de Transfert de chaleur par convection
1.7 Les caloducs dans le domaine de refroidissement des composants électroniques
1.8 Conclusion
CHAPITRE II : INTRODUCTION A LA NOTION DE CALODUC
2.1 Introduction
2.2 Historique
2.3 Principe de fonctionnement du caloduc
2.4 Exemples d’utilisation des caloducs
2.4.1 Les applications spatiales
2.4.2 Les applications terrestres
2.4.2.1 L’électronique de puissance
2.4.2.2 La microélectronique
2.4.2.3 Autres applications
2.5 Classifications des caloducs
2.5.1 Type d’écoulement du fluide
2.5.1.1 Les Boucles diphasiques
2.5.1.2 Les Caloducs
2.5.1.3 Les caloducs à artères
2.5.2 Dimensions de la section de passage du fluide
2.5.2.1 Les caloducs de tailles macroscopiques
2.5.2.2 Les caloducs miniatures
2.5.2.3 Les Microcaloducs
2.5.3 Forces motrices dans la phase liquide
2.5.3.1 Pompage capillaire et structures capillaires
2.5.3.1.1 Principe élémentaire du pompage capillaire
2.5.3.1.2 Les structures capillaires
2.5.3.2 Forces de volumes
2.5.3.2.1 Le champ de gravitation terrestre
2.5.3.2.2 Champ d’accélération
2.6 Autres types de caloduc
2.7 Conclusion
CHAPITRE III : LES CALODUCS DANS L’ELECTRONIQUE
3.1 Techniques de refroidissement en électronique
3.1.1 Problèmes d’évacuation de chaleur
3.1.2 Techniques de gestion thermique dans l’électronique
3.1.2.1 Amélioration des échanges thermiques
3.1.2.2 Convection naturelle et rayonnement
3.1.2.3 Convection forcée
3.1.2.4 Ebullition
3.1.2.5 Microcanaux
3.2 Intérêt du refroidissement passif par changement de phase
3.2.1 Caloducs
3.2.2 Microcaloducs
3.2.3 Boucles diphasiques à pompage capillaire
3.2.4 Caloducs pulsés
3.3 Parties constituantes des caloducs
3.3.1 Réseaux capillaires
3.3.2 Fluides
3.3.3 Matériaux enveloppe
3.4 Utilisation des caloducs plats en électronique haute densité
3.4.1 Exemples d’utilisation des caloducs plats
3.4.1.1 Modes de fonctionnement des caloducs plats
3.4.1.2 Caloducs plats en métal
3.4.2 Caloducs miniatures plats en silicium et céramiques
CHAPITRE IV : MODELISATION DU COMPORTEMENTTHERMOHYDRAULIQUE DU THERMOSIPHON
4.1 Introduction
4.2 La conduction au sein de la paroi du Thermosiphon
4.2.1 Dérivation des équations de conservation
4.2.2 Comparaison avec des solutions connues
4.3 Comportement thermohydraulique du film liquide
4.3.1 Dérivation des équations de conservation
4.3.1.1 Equation de continuité
4.3.1.2 Conservation de la quantité du mouvement
4.3.1.3 Conservation d’énergie
4.3.2 La méthodologie de résolution
4.3.3 Comparaison avec des solutions connues
4.4 Ecoulement de la vapeur
4.4.1 Dérivation des équations de conservation
4.4.2 Méthodologie de résolution
4.4.2.1 Les gaz non condensables
4.4.2.2 Comparaison avec des solutions connues
CHAPITRE V : MODELISATION DE LA CONDENSATION
5.1Introduction
5.2Analyse du phénomène de condensation
5.2.1 Régime de désurchauffe
5.2.2 Régime de changement de phase
5.2.3 Régime de sous refroidissement
5.2.4 L’efficacité et le nombre d’unités de transfert
5.2.5 Résultats et discussion
5.2.6 Validation des résultats
5.3 Exemple pratique
5.4 Conclusion
CONCLUSION GENERALE
