多孔壁面微通道換熱性能的實驗研究

曾龍，鄭貴森，鄧大祥，孫健，劉永恒

（哈爾濱工業大學(深圳)機電工程與自動化學院，廣東 深圳 518055）

近幾十年來，半導體技術的迅速發展促進了電子元件的小型化，導致單位面積熱通量的迅速增加。散熱冷卻對于保證電子器件可靠、穩定運行至關重要，如何加快電子芯片冷卻成為研究熱點，而傳統的翅片傳熱和風冷傳熱已不能滿足高熱通量的散熱需求。微通道換熱器自1981 年被Tuckerman等提出后，憑借其結構緊湊、輕薄小巧、易于與微型器件一體化封裝、傳熱性能高等優點，被廣泛應用于微電子設備、大功率激光二極管陣列、汽車、航天器、太陽能電池、燃料電池等器件中。

傳統的微通道散熱器通常以矩形、三角形或梯形等光滑微通道為主，其換熱面積有限，并存在相變沸騰遲滯問題。當流體流過這些光滑微通道時，流動邊界層和傳熱邊界層沿流動方向逐漸增加，造成邊界層熱阻過大，從而引起流動換熱性能的顯著惡化。為了進一步強化微通道換熱性能，各國研究者在微通道優化和改進方面開展了大量的研究。微通道強化換熱方法主要可以分為兩大類：優化流道結構和表面改性。前者主要通過設計內陷槽、擾流柱、交錯微流道等方式實現，在強化換熱方面取得了較好的效果。后者主要是在現有微通道的基礎上通過各種加工手段進行處理，在微通道底部或側邊生成微結構、多孔結構以及納米涂層等，從而起到改善潤濕性能、提高傳熱性能以及降低核態沸騰起始點等有益效果。Sujith等通過噴涂的方式在矩形微通道上加工微孔表面，與裸銅表面相比，顯著提高了流動沸騰傳熱系數和臨界熱通量。Shen等在光滑的微通道表面沉積疏水斑點獲得非均勻潤濕性表面，實驗結果表明該非均勻潤濕性表面的沸騰起始點相對于未處理表面降低了35%。He等在矩形微通道底部燒結銅編織帶，得益于更大數量和更均勻的成核位點，該方法使傳熱系數提升了2.37 倍。Alam 等采用干法刻蝕的手段在硅微通道表面加工納米線結構，相比于常規的光滑微通道，兩相沸騰傳熱性能提升了4 倍。Khanikar 等通過氣相沉積的手段在銅基微通道表面生成沉積碳納米管結構。相比于銅微通道，該結構提高了核態沸騰區的傳熱以及臨界熱通量。

盡管微通道表面改性存在著以上各種優點，但通過上述噴涂、干法蝕刻、燒結和氣相沉積等方法在微通道壁面或底部生成多孔結構或納米涂層仍面臨著嚴峻的挑戰。例如，由于微通道結構尺寸很小，在其表面上進行加工處理非常困難。此外，生成的多孔層或納米涂層在長時間運行后可能會與微通道基底分離，從而導致強化傳熱效果消失。為此，亟待提出并研究新的微通道表面改性方法。激光直寫作為激光加工的一種，通過激光燒蝕控制材料去除量來實現微納結構的制備。由于其具有高功率密度、非接觸加工等特性，同時制備得到的結構具有良好的穩定性，被廣泛應用于強化換熱結構的制備。Piasecka采用激光在銅表面加工微小孔洞，實驗結果表明激光加工得到的微小孔洞可以促進兩相沸騰換熱。Wan等采用激光直寫在銅板上加工了各種不同截面形狀的微柱，兩相沸騰實驗結果表明方形圓柱微通道具有最高的換熱性能。Kandlikar等采用激光成功在微通道底部制備得到直徑為5～30μm的微孔，這些微孔被作為人工成核位點，有效降低沸騰換熱過程中的核態沸騰起始溫度。Deng 等采用激光直寫在微通道底部制備微柱，微柱形成產生了大量的微小凹腔，提供了大量穩定的成核沸點，同時也保證了壁面的持續潤濕，相比于常規矩形微通道，顯著增強了兩相流動沸騰換熱能力。

目前，激光加工主要是在平面上制備出強化換熱結構，針對微通道內強化傳熱微結構主要集中于微通道底面微孔、微柱的加工，微通道壁面多孔結構制備尚未有報道。為此，本文提出采用激光加工方法對現有矩形微通道底部進行表面改性，在微通道底部生成粗糙多孔層，在致力于強化微通道傳熱的同時，實現微小通道內多孔壁面的高效、穩定生成。為了驗證該多孔壁面微通道強化傳熱性能，搭建了微通道換熱實驗測試平臺，并與常規光滑壁面微通道的傳熱性能測試對比，系統研究了其單相與兩相沸騰傳熱強化特性。

1 實驗系統

1.1 實驗測試樣品

本實驗首先采用電火花線切割加工技術，在長×寬×高為45mm×20mm×2mm 紫銅板（銅質量分數為99.9%）上加工了12條寬度為0.7mm、高度為1mm 的矩形微通道，其中微通道的中心間距為1.7mm。然后將微通道樣品放入超聲波清洗機中依次使用汽油、無水乙醇和去離子水清洗15min。最后，用干燥空氣吹干微通道樣品。采用激光直寫技術對矩形微通道表面進行處理，如圖1所示，光纖激光發射的激光束通過反光鏡和聚焦鏡聚焦到矩形微通道的表面，激光束在程序的控制下從前往后，從左往右然后再往下運動，微通道表面在激光的作用下發生燒蝕熔融，形成粗糙多孔結構。其中該激光器參數設置為以20kHz重復頻率產生100ns脈沖，發射中心波長為1064nm 激光，激光器的最大輸出功率為30W，詳細的設置參數見文獻[18]。圖2 為激光直寫前后微通道壁面掃描電鏡（SEM）圖像比較。從圖中可以看出，激光處理后微通道表面形成了許多微空腔的多孔粗糙結構，如圖2(b)中虛線圈所示。采用3D 共聚焦輪廓儀對微通道表面輪廓進行掃描，并測量微通道底部3個不同位置的表面粗糙度并取平均值。如圖3 所示，多孔壁面微通道的表面粗糙度相對于未進行處理的光滑微通道提升了48.7%，其不確定度的上下限如圖中誤差棒所示，對于光滑微通道的不確定度范圍為±0.16μm，對于激光處理多孔微通道的不確定度范圍為±0.25μm。

圖1 激光直寫加工過程

圖2 微通道內壁表面的SEM圖像

圖3 激光處理前后微通道表面粗糙度的變化情況

1.2 實驗測試系統

圖4為實驗測試系統的示意圖。該測試回路主要由水循環系統、測試段、加熱系統和數據采集系統組成。本實驗采用去離子水作為工作流體，存儲在水箱當中。水箱內置加熱器，通過加熱沸騰排出工作液中的雜質氣體。水循環系統由齒輪泵驅動，將水箱中的去離子水以恒定速率泵出，然后依次通過過濾器、流量計以及浸在恒溫水浴中的銅換熱盤管后流向測試段。通過調節恒溫水浴的溫度以及對盤管出口和微通道進口之間管道進行保溫來確保入口溫度達到設定值。去離子水在測試段進行熱交換后通過盤管冷凝器冷卻，然后返回到大水箱當中，重復開始下一個循環。

圖4 實驗測試系統

實驗測試端的剖面如圖5所示。測試段部分主要由聚醚醚酮絕緣底座、銅加熱塊、聚醚醚酮流動腔體、測試樣品、Pyrex 7740玻璃蓋板、鋁合金蓋板、進出口環氧樹脂整流腔體和加熱棒組成。測試樣品通過內置10 個加熱棒的銅加熱塊進行加熱，最大總功率為1kW，加熱棒與自耦變壓器和數字功率計相連，通過調節自耦變壓器來改變總加熱功率。銅加熱塊的上表面為45mm×20mm，與測試樣品一致，采用薄焊料層將測試樣品與銅加熱頂部連接在一起。為了防止工作液體的泄漏，在進出口環氧樹脂整流腔體，聚醚醚酮流動腔體以及Pyrex 7740 玻璃蓋板之間采用O 形密封圈和密封膠進行密封，并采用螺栓進行緊固。此外，參考之前的研究經驗，在測試段的進口和出口處連接不銹鋼管來降低兩相流動的不穩定性。

圖5 實驗測試端的剖面

其中，單相換熱實驗流體的入口溫度為33℃、熱通量為133kW/m、數范圍為237～719，兩相換熱實驗分別在3種不同的質量流速［=200kg/(m·s)、300kg/(m·s)、500kg/(m·s)］和大范圍的熱通量下開展，采用去離子水作為工作流體，入口過冷度為10℃。當實驗測試達到穩定后，即所有的壁面溫度穩定在±0.5℃范圍內約3min，采用數字采集儀以1Hz 的頻率采集所有溫度和壓降數據120s。然后，通過測量數據的平均值計算得到傳熱系數、努塞爾數和壓降。

1.3 實驗數據處理

在微通道換熱實驗中，由于散熱損失的不可避免，流體實際獲得的熱量為加熱棒輸入的熱量與散熱損失的差值，如式(1)所示。

式中，為加熱棒輸入的總功率，=（和分別為輸入電壓和電流）。本實驗由與加熱棒連接的功率計直接采集數據。

對于微通道單相換熱來說，有效換熱量還可以通過進出口的溫差進行計算，如式(2)所示。

式中，?和c分別為去離子水質量流率和比熱容；和分別為流體進口和出口溫度。

通過式(1)、式(2)可以計算得到有效的換熱量與總加熱量的比值，如式(3)。

由于兩相沸騰過程的有效換熱量無法直接計算得到，為了確定兩相沸騰換熱的有效換熱量，通常采用傳熱比方法來進行計算。由于使用同一測試裝置，兩相沸騰傳熱過程有效傳熱比與單相過程一致。通過單相對流換熱實驗，發現傳熱比的在0.85～0.95 之間。因此，利用單相換熱過程中傳熱比的平均值作為兩相沸騰傳熱實驗中的有效傳熱比，從而乘以功率計測量加熱棒的總功率，來計算兩相沸騰試驗中有效換熱量。

微通道換熱的有效熱通量″計算如式(4)所示。

式中，為微通道底面積，=（和分別為微通道的寬度和長度）。

本實驗不能直接測量得到壁面溫度，因此采用一維傅里葉導熱定律，通過壁面下方的熱電偶計算得到實際的壁面溫度，具體計算如式(5)所示。

式中，為熱電偶到換熱壁面的總熱阻，包括熱電偶到加熱塊頂部的熱阻、焊錫膏的熱阻、微通道底部到換熱壁面的熱阻，詳細的計算方式參考本文作者課題組之前的工作。

1.3.1 單相處理

由牛頓冷卻定律可計算得到單相平均換熱系數如式(6)所示。

式中，為流體平均溫度；為微通道壁面的平均溫度。具體計算方式如式(7)、式(8)所示。

式中，為微通道散熱器的總傳熱面積，計算如式(9)所示。

式中，為微通道底面面積；為微通道側面面積；為肋片效率。在矩形直肋導熱中，其肋片效率如式(10)、式(11)所示。

式中，和分別為單條微通道橫截面濕翅片周長和橫截面面積。

通過式(6)～式(11)計算得到單相換熱系數后，平均數可以通過式(12)確定。

式中，為進口平均速度；為流體的動力黏度。

微通道內的流動摩擦系數計算如式(15)所示。

式中，Δ為進出口壓降。

為了進一步評價激光處理的多孔壁面微通道的單相換熱性能，結合考慮傳熱和壓降的影響，通常采用綜合性能因子，具體計算如式(16)所示。

式中，和分別為激光處理的多孔壁面微通道內的換熱性能和摩擦系數；和分別為未進行處理的光滑矩形微通道內的換熱性能和摩擦系數。

1.3.2 兩相處理

在本研究中，局部沸騰換熱系數計算的位置為靠近出口處的熱電偶位置（），原因在于該處與最大的飽和沸騰量有關，這種方式在之前的許多研究中都被采用。局部兩相沸騰換熱系數（）由式(17)確定。

式中，為液體的汽化潛熱；為入口到測溫點對應壁面的水平距離。

本實驗使用的K型熱電偶的不確定度為0.3℃，游標卡尺測量的不確定度為0.02mm，流量計和壓力傳感器的測量不確定度分別為滿量程的2%和0.1%，功率表測量不確定度為1%。根據Taylor等提出的標準誤差分析方法，如式(19)所示。

式中，δ為絕對不確定度，相對不確定度的計算方式為δ/。通過以上公式計算得到、、、″、、的相對不確定度分別為±3.2%、±5.1%、±6.2%、±4.2%、±6.3%、±4.6%。

2 結果與討論

2.1 單相實驗結果

為驗證本實驗裝置的準確性和可靠性，先將光滑微通道單相流動換熱努塞爾數（-）與文獻[27]中的矩形微通道單相傳熱經典關聯式進行比較，如圖6(a)所示。對比結果表明單相換熱實驗曲線與經驗曲線吻合良好，最大偏差在5%以內，從而驗證了本實驗裝置的可靠性。

圖6 激光處理粗糙多孔微通道與傳統光滑微通道性能比較

圖6(a)顯示了未進行處理的光滑微通道與激光處理的多孔壁面微通道內數隨的變化趨勢。其中進口溫度為33℃，質量流速為250～550kg/(m·s)，熱通量為133kW/m。光滑微通道與多孔壁面微通道的換熱均隨著的增加而增加，在高有更好的換熱性能，其原因是在高條件下流體對于邊界層的擾動更大，邊界層熱阻更薄。此外可以發現在相同下，激光處理的多孔壁面微通道的均要高于未處理的光滑微通道，而隨著的增加，兩者換熱性能的差異進一步增加。原因在于多孔壁面微通道內粗糙多孔結構促進了邊界層擾動和再生以及局部渦流的形成，從而破壞了邊界層的正常發展，促進邊界層再發展，從而提高了換熱系數。在高下，多孔結構對于邊界層的擾動更加劇烈，因此換熱性能的增強更加明顯。在本實驗研究的工況范圍內，激光處理的多孔壁面微通道壁面相比于未進行處理的光滑微通道提升了21%～31%。圖6(b)為未進行處理的光滑微通道與激光處理的多孔壁面微通道內流動壓降Δ隨的變化趨勢。可以看出在相同條件下，激光處理的多孔壁面微通道的流動壓降更大，是未進行處理的光滑微通道的1.4～1.8倍。原因在于如圖2(c)所示，激光處理的多孔壁面微通道表面粗糙度相對于未經處理的光滑微通道大幅提高，不利于換熱工質的流動。

通過以上的分析可以發現，激光處理的多孔壁面微通道有更好的換熱性能，但是壓降更大，泵耗功更大。因此為了更好地評價多孔壁面微流道的綜合換熱性能，結合考慮傳熱和壓降的影響，需要進行綜合性能因子的計算。圖7所示為多孔壁面微通道相對于光滑微通道的綜合性能因子隨的變化曲線。可以看出在本實驗研究的工況范圍內，綜合性能因子總是大于1，這表明激光處理的多孔壁面微通道的綜合傳熱性能總是要強于未處理的光滑微通道，其對于換熱性能的提高要大于壓降增加帶來的泵耗功的損失。此外，從圖7中可以看出隨著數的增加，綜合性能因子總體呈上升趨勢，最大可達到1.17。這表明在高數下，對光滑微通道進行激光處理形成多孔結構帶來換熱性能的提升要遠大于壓降損失帶來的泵耗功的增加。因此對于單相流動換熱來說，對光滑微通道表面進行激光處理形成多孔結構有利于總的換熱性能的提升，且在高下的效果更加明顯。

圖7 綜合性能因子Pf隨Re的變化趨勢

2.2 兩相實驗結果

2.2.1 沸騰曲線

圖8所示為未進行處理的光滑微通道和激光處理的多孔壁面微通道的沸騰換熱曲線，實驗工況是入口溫度為90℃，質量流速為200～500kg/(m·s)，熱通量為0～700kW/m。其中壁面過熱度Δ為靠近出口熱電偶對應壁面處的過熱度（）。壁面過熱度Δ隨著有效熱通量″的增加而增加，在剛開始階段，有效熱通量″基本上跟壁面過熱度Δ呈線性關系，原因在于在小熱通量下的換熱依然處于單相換熱狀態。隨著熱通量的進一步增加，壁面過熱度上升速度變慢，原因在于發生了核態沸騰，出現起始核態沸騰（ONB）。如圖8 箭頭所示，在質量流速為200kg/(m·s)時，多孔壁面微通道的核態沸騰起始點為2.6℃，相比于未進行處理的光滑微通道降低了35%。這表明多孔壁面微通道可以有效降低沸騰起始過熱度。原因在于激光處理得到的多孔結構為換熱壁面提供了大量的活化核心，氣泡生長所需的能量較低，從而在更小的壁面過熱度下就會產生沸騰氣泡。隨著熱通量的進一步增加，多孔壁面微通道的沸騰曲線越來越趨于更加陡峭，說明在相同熱通量下，多孔壁面微通道傳熱性能顯著高于光滑微通道。

圖8 微通道的沸騰換熱曲線

此外，如圖8所示，隨著質量流率的增加，多孔壁面微通道單相換熱性能更強，同時核態沸騰起始點ONB也越高，原因在于高質量流率條件下，流體與換熱邊界的換熱更快，微通道內更加難以達到沸騰換熱階段。在沸騰換熱階段，=200kg/(m·s)與=300kg/(m·s)情況下多孔壁面微通道的沸騰曲線基本重合，可能原因是在小流速范圍內，由于多孔壁面微通道內多孔結構對于換熱性能的提升已經很明顯，流量的增加對于沸騰的增強基本忽略不計；隨著質量流速的進一步增加，流量對于換熱增強不可忽略，在=500kg/(m·s)條件下的流動沸騰曲線要明顯高于=200kg/(m·s)和=300kg/(m·s)條件。

2.2.2 兩相沸騰換熱系數

圖9(a)和(b)分別表示為未進行處理的光滑微通道和激光處理的多孔壁面微通道的局部對流換熱系數隨有效熱通量″和局部干度的變化趨勢，其中局部對流換熱系數所取的點為靠近微流道出口處的點，流體的入口溫度為90℃。從圖9中可以看出兩種微流道的局部對流換熱系數在低熱通量和干度下較大且呈現下降趨勢，在中高熱通量″下，局部對流換熱系數隨熱通量和干度的增長均呈現平穩趨勢，原因在于低熱通量下通道內的沸騰傳熱機制以核態沸騰為主，高熱通量下通道內的沸騰傳熱機制以對流沸騰為主，這與文獻[5,29]相一致。此外，通過對比可以發現，在初始沸騰時，多孔壁面微通道傳熱系數略高于光滑微通道；而隨著熱通量和干度的增大，兩者的差異越來越大，多孔壁面微通道的強化傳熱效果越發明顯。其原因主要在于激光處理的多孔壁面微通道底部粗糙多孔結構大大增加了有效傳熱面積，同時多孔壁面結構為沸騰過程提供了大量的成核位點，大大促進了沸騰氣泡成核。此外，多孔壁面微通道底面形成豐富的微小空腔結構（圖2），這些多孔空腔結構之間相互連通的微細孔道減少了毛細半徑，從而提供了更高的毛細壓力Δ，這可以從式(20)得到。

圖9 兩相沸騰換熱系數htp

式中，為表面張力；為毛細半徑。在局部熱通量過大、液體蒸發過快導致局部干涸現象產生時，局部干涸處壓力較低，而四周未干涸區依然處于較高壓狀態，更高的毛細壓力可以充分保證附近流體能夠通過微小孔洞的毛細驅動力將液體快速輸運到局部干涸點，從而大大延緩干涸現象的形成，這種現象同時在其他文獻中被多次提到。在質量流速=200kg/(m·s)、入口溫度為90℃情況下，多孔壁面微通道的局部對流換熱系數在有效熱通量″=480kW/m時為23.1kW/(m·K)，相比于相同條件下的光滑微通道提升了83%。以上的對比結果表明激光處理后的多孔壁面微流道可以有效提升兩相沸騰換熱性能，更加有利于高熱通量電子器件中的散熱。

此外，從圖9(a)可以看出在小質量流速范圍內，質量流速=200kg/(m·s)與=300kg/(m·s)情況下多孔壁面微通道的局部對流換熱系數曲線基本重合，而對于=500kg/(m·s)條件下的曲線要明顯高于=200kg/(m·s)和=300kg/(m·s)條件，這與之前的文獻實驗結果的趨勢相一致。可能原因是在小流速范圍內，由于多孔壁面微通道的多孔結構對于沸騰換熱性能的提升已經很明顯，流量的增加對于沸騰換熱的增強基本忽略不計；隨著質量流率的進一步增加，流量對于換熱增強不可忽略。多孔壁面微通道在=500kg/(m·s)階段的兩換熱系數相對于=200kg/(m·s)情況下最大提升了30%，多孔壁面微通道在高流速情況下流動沸騰傳熱性能顯著增強。

3 結論

采用激光直寫的方法，在光滑微通道表面進行激光改性形成多孔壁面微通道結構，對其單相流動和兩相沸騰換熱性能進行測試，并與未進行處理的光滑微通道進行對比。主要結論如下。

（1）多孔壁面微通道壁面內多孔結構促進了邊界層擾動和再生，相比于光滑微通道提升了21%～31%，流動壓降Δ是未進行處理的光滑微通道的1.4～1.8 倍。綜合性能因子隨的增加總體呈上升趨勢，最大達到1.17。

（2）多孔壁面微通道在相同流量下，其核態沸騰起始點相比于光滑微通道結構降低了35%。其表面粗糙多孔結構為流體沸騰換熱提供了大量的活化核心，從而實現在更小的壁面過熱度下的起始沸騰成核。

（3）相比于光滑微通道，多孔壁面微通道兩相沸騰換熱系數最高提升可達83%。在中高熱通量下，粗糙多孔結構可以保證對流沸騰過程中的持續液體供給，延緩了干涸現象的形成，從而顯著提高了兩相換熱系數。高質量流速對于兩相沸騰換熱性能有促進作用，在=500kg/(m·s)情況下多孔壁面微通道兩換熱系數相對于=200kg/(m·s)情況下最大提升了30%。

該多孔壁面微通道在實際應用中相比于光滑微通道可以顯著提升散熱能力，從而降低高熱通量器件的表面溫度，保證電子器件安全穩定地運行，提高電子器件的使用壽命。

符號說明

—— 微通道底面積，m

—— 微通道橫截面積，m

—— 總換熱面積，m

—— 微通道側面面積，m

—— 微通道底面面積，m

c—— 比熱容，kJ/(m·K)

—— 水力直徑，m

—— 摩擦系數

—— 質量流速，kg/(m·s)

—— 微通道的高度，m

—— 單相換熱系數，W/(m·K)

—— 兩相換熱系數，W/(m·K)

—— 輸入電流，A

—— 去離子水的熱導率，W/(m·K)

—— 微通道長度，m

—— 入口到測溫點對應壁面的水平距離，m

?—— 質量流率，kg/s

—— 努塞爾數

—— 綜合性能因子

Δ—— 進出口壓降，kPa

—— 有效能量，kW

—— 加熱棒輸入總功率，kW

—— 損失能量，kW

—— 有效熱通量，kW/m

—— 總熱阻，K/W

—— 流體溫度，℃

—— 熱電偶測量溫度，℃

—— 進口溫度，℃

—— 出口溫度，℃

—— 壁面溫度，℃

Δ—— 壁面過熱度，℃

—— 輸入電壓，V

—— 微通道寬度，m

—— 肋片效率

—— 傳熱比

f—— 流體

in—— 進口

out—— 出口

w—— 壁面