曾龙，郑贵森，邓大祥，等：多孔壁面微通道换热性能的实验研究
曾龙，郑贵森，邓大祥，等：多孔壁面微通道换热性能的实验研究
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中国化工学会会刊，EI、SCOPUS等收录，中国科技期刊卓越行动计划入选期刊，2020版《中文核心期刊概目要览》化工类第1名
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多孔壁面微通道换热性能的实验研究
曾龙，郑贵森，邓大祥，孙健，刘永恒
哈尔滨工业大学(深圳)机电工程与自动化学院，广东 深圳 518055
● 引用本文： 曾龙, 郑贵森, 邓大祥, 等. 多孔壁面微通道换热性能的实验研究[J]. 化工进展, 2022, 41(9): 4625-4634.
● DOI： 10.16085/j.issn.1000-6613.2021-2258
文章摘要
微通道散热器作为一种高效散热器件，广泛应用于微电子、光电、汽车、航天国防、能源等领域。针对传统光滑微通道传热面积小、换热性能偏低、沸腾迟滞等问题，本文提出一种多孔壁面微通道结构，并采用激光直写方法实现微通道多孔壁面的高效、稳定生成。该多孔壁面微通道显著增大了换热面积、促进流体的扰动、提供大量稳定沸腾核心，从而强化单相与两相沸腾传热。通过搭建微通道换热性能测试系统，测试对比了多孔壁面微通道与光滑微通道的单相对流、两相沸腾传热性能。发现多孔壁面微通道的Nu数相对于光滑微通道提升了21%~31%。在两相沸腾换热过程中，其粗糙多孔结构促进了沸腾气泡成核，其核态沸腾起始温度相比于光滑微通道降低了35%。同时粗糙多孔结构可以保证沸腾过程中的液体持续供给，从而大幅提升了沸腾换热能力，避免了干涸现象的提前发生，其两相沸腾换热系数相对于未处理的光滑微通道最大提升了83%。此外，还开展了不同流量下多孔壁面微通道的沸腾传热性能测试，发现在质量流率为 G =500kg/(m 2 ·s)下的沸腾换热系数相对于 G =200kg/(m 2 ·s)情况下最大提升了30%。
近几十年来，半导体技术的迅速发展促进了电子元件的小型化，导致单位面积热通量的迅速增加。散热冷却对于保证电子器件可靠、稳定运行至关重要，如何加快电子芯片冷却成为研究热点，而传统的翅片传热和风冷传热已不能满足高热通量的散热需求。微通道换热器自1981年被Tuckerman等提出后，凭借其结构紧凑、轻薄小巧、易于与微型器件一体化封装、传热性能高等优点，被广泛应用于微电子设备、大功率激光二极管阵列、汽车、航天器、太阳能电池、燃料电池等器件中。
传统的微通道散热器通常以矩形、三角形或梯形等光滑微通道为主，其换热面积有限，并存在相变沸腾迟滞问题。当流体流过这些光滑微通道时，流动边界层和传热边界层沿流动方向逐渐增加，造成边界层热阻过大，从而引起流动换热性能的显著恶化。为了进一步强化微通道换热性能，各国研究者在微通道优化和改进方面开展了大量的研究。微通道强化换热方法主要可以分为两大类：优化流道结构和表面改性。前者主要通过设计内陷槽、扰流柱、交错微流道等方式实现，在强化换热方面取得了较好的效果。后者主要是在现有微通道的基础上通过各种加工手段进行处理，在微通道底部或侧边生成微结构、多孔结构以及纳米涂层等，从而起到改善润湿性能、提高传热性能以及降低核态沸腾起始点等有益效果。Sujith等通过喷涂的方式在矩形微通道上加工微孔表面，与裸铜表面相比，显著提高了流动沸腾传热系数和临界热通量。Shen等在光滑的微通道表面沉积疏水斑点获得非均匀润湿性表面，实验结果表明该非均匀润湿性表面的沸腾起始点相对于未处理表面降低了35%。He等在矩形微通道底部烧结铜编织带，得益于更大数量和更均匀的成核位点，该方法使传热系数提升了2.37倍。Alam等采用干法刻蚀的手段在硅微通道表面加工纳米线结构，相比于常规的光滑微通道，两相沸腾传热性能提升了4倍。Khanikar等通过气相沉积的手段在铜基微通道表面生成沉积碳纳米管结构。相比于铜微通道，该结构提高了核态沸腾区的传热以及临界热通量。
尽管微通道表面改性存在着以上各种优点，但通过上述喷涂、干法蚀刻、烧结和气相沉积等方法在微通道壁面或底部生成多孔结构或纳米涂层仍面临着严峻的挑战。例如，由于微通道结构尺寸很小，在其表面上进行加工处理非常困难。此外，生成的多孔层或纳米涂层在长时间运行后可能会与微通道基底分离，从而导致强化传热效果消失。为此，亟待提出并研究新的微通道表面改性方法。激光直写作为激光加工的一种，通过激光烧蚀控制材料去除量来实现微纳结构的制备。由于其具有高功率密度、非接触加工等特性，同时制备得到的结构具有良好的稳定性，被广泛应用于强化换热结构的制备。Piasecka采用激光在铜表面加工微小孔洞，实验结果表明激光加工得到的微小孔洞可以促进两相沸腾换热。Wan等采用激光直写在铜板上加工了各种不同截面形状的微柱，两相沸腾实验结果表明方形圆柱微通道具有最高的换热性能。Kandlikar等采用激光成功在微通道底部制备得到直径为5~30μm的微孔，这些微孔被作为人工成核位点，有效降低沸腾换热过程中的核态沸腾起始温度。Deng等采用激光直写在微通道底部制备微柱，微柱形成产生了大量的微小凹腔，提供了大量稳定的成核沸点，同时也保证了壁面的持续润湿，相比于常规矩形微通道，显著增强了两相流动沸腾换热能力。
目前，激光加工主要是在平面上制备出强化换热结构，针对微通道内强化传热微结构主要集中于微通道底面微孔、微柱的加工，微通道壁面多孔结构制备尚未有报道。为此，本文提出采用激光加工方法对现有矩形微通道底部进行表面改性，在微通道底部生成粗糙多孔层，在致力于强化微通道传热的同时，实现微小通道内多孔壁面的高效、稳定生成。为了验证该多孔壁面微通道强化传热性能，搭建了微通道换热实验测试平台，并与常规光滑壁面微通道的传热性能测试对比，系统研究了其单相与两相沸腾传热强化特性。
1
实验系统
1.1
实验测试样品
本实验首先采用电火花线切割加工技术，在长×宽×高为45mm×20mm×2mm紫铜板（铜质量分数为99.9%）上加工了12条宽度为0.7mm、高度为1mm的矩形微通道，其中微通道的中心间距为1.7mm。然后将微通道样品放入超声波清洗机中依次使用汽油、无水乙醇和去离子水清洗15min。最后，用干燥空气吹干微通道样品。采用激光直写技术对矩形微通道表面进行处理，如图1所示，光纤激光发射的激光束通过反光镜和聚焦镜聚焦到矩形微通道的表面，激光束在程序的控制下从前往后，从左往右然后再往下运动，微通道表面在激光的作用下发生烧蚀熔融，形成粗糙多孔结构。其中该激光器参数设置为以20kHz重复频率产生100ns脉冲，发射中心波长为1064nm激光，激光器的最大输出功率为30W，详细的设置参数见文献。图2为激光直写前后微通道壁面扫描电镜（SEM）图像比较。从图中可以看出，激光处理后微通道表面形成了许多微空腔的多孔粗糙结构，如图2(b)中虚线圈所示。采用3D共聚焦轮廓仪对微通道表面轮廓进行扫描，并测量微通道底部3个不同位置的表面粗糙度并取平均值。如图3所示，多孔壁面微通道的表面粗糙度 Ra 相对于未进行处理的光滑微通道提升了48.7%，其不确定度的上下限如图中误差棒所示，对于光滑微通道的不确定度范围为±0.16μm，对于激光处理多孔微通道的不确定度范围为±0.25μm。
图1 激光直写加工过程
图2 微通道内壁表面的SEM图像
图3 激光处理前后微通道表面粗糙度的变化情况
1.2
实验测试系统
图4为实验测试系统的示意图。该测试回路主要由水循环系统、测试段、加热系统和数据采集系统组成。本实验采用去离子水作为工作流体，存储在水箱当中。水箱内置加热器，通过加热沸腾排出工作液中的杂质气体。水循环系统由齿轮泵驱动，将水箱中的去离子水以恒定速率泵出，然后依次通过过滤器、流量计以及浸在恒温水浴中的铜换热盘管后流向测试段。通过调节恒温水浴的温度以及对盘管出口和微通道进口之间管道进行保温来确保入口温度达到设定值。去离子水在测试段进行热交换后通过盘管冷凝器冷却，然后返回到大水箱当中，重复开始下一个循环。
图4 实验测试系统
实验测试端的剖面如图5所示。测试段部分主要由聚醚醚酮绝缘底座、铜加热块、聚醚醚酮流动腔体、测试样品、Pyrex 7740玻璃盖板、铝合金盖板、进出口环氧树脂整流腔体和加热棒组成。测试样品通过内置10个加热棒的铜加热块进行加热，最大总功率为1kW，加热棒与自耦变压器和数字功率计相连，通过调节自耦变压器来改变总加热功率。铜加热块的上表面为45mm×20mm，与测试样品一致，采用薄焊料层将测试样品与铜加热顶部连接在一起。为了防止工作液体的泄漏，在进出口环氧树脂整流腔体，聚醚醚酮流动腔体以及Pyrex 7740玻璃盖板之间采用O形密封圈和密封胶进行密封，并采用螺栓进行紧固。此外，参考之前的研究经验，在测试段的进口和出口处连接不锈钢管来降低两相流动的不稳定性。
图5 实验测试端的剖面
其中，单相换热实验流体的入口温度为33℃、热通量为133kW/m 2 、 Re 数范围为237~719，两相换热实验分别在3种不同的质量流速［ G =200kg/(m 2 ·s)、300kg/(m 2 ·s)、500kg/(m 2 ·s)］和大范围的热通量下开展，采用去离子水作为工作流体，入口过冷度为10℃。当实验测试达到稳定后，即所有的壁面温度稳定在±0.5℃范围内约3min，采用数字采集仪以1Hz的频率采集所有温度和压降数据120s。然后，通过测量数据的平均值计算得到传热系数、努塞尔数和压降。
1.3
实验数据处理
在微通道换热实验中，由于散热损失的不可避免，流体实际获得的热量为加热棒输入的热量与散热损失的差值，如式(1)所示。
式中， q in 为加热棒输入的总功率， q in = VI （ V 和 I 分别为输入电压和电流）。本实验由与加热棒连接的功率计直接采集数据。
对于微通道单相换热来说，有效换热量还可以通过进出口的温差进行计算，如式(2)所示。
式中，
和
c
p
分别为去离子水质量流率和比热容；
T
in
和
T
out
分别为流体进口和出口温度。
通过式(1)、式(2)可以计算得到有效的换热量 q eff 与总加热量 q in 的比值 φ ，如式(3)。
由于两相沸腾过程的有效换热量无法直接计算得到，为了确定两相沸腾换热的有效换热量 q eff ，通常采用传热比方法来进行计算。由于使用同一测试装置，两相沸腾传热过程有效传热比 φ 与单相过程一致。通过单相对流换热实验，发现传热比的 φ 在0.85~0.95之间。因此，利用单相换热过程中传热比 φ 的平均值作为两相沸腾传热实验中的有效传热比，从而乘以功率计测量加热棒的总功率，来计算两相沸腾试验中有效换热量 q eff 。
微通道换热的有效热通量
计算如式(4)所示。
式中， A b 为微通道底面积， A b = WL （ W 和 L 分别为微通道的宽度和长度）。
本实验不能直接测量得到壁面温度Tw，因此采用一维傅里叶导热定律，通过壁面下方的热电偶计算得到实际的壁面温度，具体计算如式(5)所示。
式中， R total 为热电偶到换热壁面的总热阻，包括热电偶到加热块顶部的热阻、焊锡膏的热阻、微通道底部到换热壁面的热阻，详细的计算方式参考本文作者课题组之前的工作。
1.3.1 单相处理
由牛顿冷却定律可计算得到单相平均换热系数如式(6)所示。
式中， T f,avg 为流体平均温度； T w,avg 为微通道壁面的平均温度。具体计算方式如式(7)、式(8)所示。
式中， A ch 为微通道散热器的总传热面积，计算如式(9)所示。
式中， A unfin 为微通道底面面积； A fin 为微通道侧面面积； η 为肋片效率。在矩形直肋导热中，其肋片效率如式(10)、式(11)所示。
式中， p fin 和 A c 分别为单条微通道横截面湿翅片周长和横截面面积。
通过式(6)~式(11)计算得到单相换热系数 h sp 后，平均 Nu 数可以通过式(12)确定。
式中， k f 为去离子水的热导率； D h 为微通道的水力直径，其计算方式如式(13)所示。
式中， A c 为微通道横截面面积； W 和 H 分别为微通道横截面的宽度和高度。
流动雷诺数的计算方式如式(14)所示。
式中， u 为进口平均速度； μ 为流体的动力黏度。
微通道内的流动摩擦系数f计算如式(15)所示。
式中，∆ p 为进出口压降。
为了进一步评价激光处理的多孔壁面微通道的单相换热性能，结合考虑传热和压降的影响，通常采用综合性能因子 P f ，具体计算如式(16)所示。
式中， Nu 和 f 分别为激光处理的多孔壁面微通道内的换热性能和摩擦系数； Nu o 和 f o 分别为未进行处理的光滑矩形微通道内的换热性能和摩擦系数。
1.3.2 两相处理
在本研究中，局部沸腾换热系数计算的位置为靠近出口处的热电偶位置（ T t c5 ），原因在于该处与最大的饱和沸腾量有关，这种方式在之前的许多研究中都被采用。局部两相沸腾换热系数（ h tp,tc i ）由式(17)确定。
干度 x 计算方式如式(18)所示。
式中， h fg 为液体的汽化潜热； L i 为入口到测温点对应壁面的水平距离。
本实验使用的K型热电偶的不确定度为0.3℃，游标卡尺测量的不确定度为0.02mm，流量计和压力传感器的测量不确定度分别为满量程的2%和0.1%，功率表测量不确定度为1%。根据Taylor等提出的标准误差分析方法，如式(19)所示。
式中，δ
y
为绝对不确定度，相对不确定度的计算方式为δ
y
/
y
。通过以上公式计算得到
h
sp
、
Nu
、
P
f
、
、
h
tp
、
x
的相对不确定度分别为±3.2%、±5.1%、±6.2%、±4.2%、±6.3%、±4.6%。
2
结果与讨论
2.1
单相实验结果
为验证本实验装置的准确性和可靠性，先将光滑微通道单相流动换热努塞尔数（ Nu - Re ）与文献中的矩形微通道单相传热经典关联式进行比较，如图6(a)所示。对比结果表明单相换热实验曲线与经验曲线吻合良好，最大偏差在5%以内，从而验证了本实验装置的可靠性。
图6 激光处理粗糙多孔微通道与传统光滑微通道性能比较
图6(a)显示了未进行处理的光滑微通道与激光处理的多孔壁面微通道内 Nu 数随 Re 的变化趋势。其中进口温度为33℃，质量流速为250~550kg/(m 2 ·s)，热通量为133kW/m 2 。光滑微通道与多孔壁面微通道的换热 Nu 均随着 Re 的增加而增加，在高 Re 有更好的换热性能，其原因是在高 Re 条件下流体对于边界层的扰动更大，边界层热阻更薄。此外可以发现在相同 Re 下，激光处理的多孔壁面微通道的 Nu 均要高于未处理的光滑微通道，而随着 Re 的增加，两者换热性能的差异进一步增加。原因在于多孔壁面微通道内粗糙多孔结构促进了边界层扰动和再生以及局部涡流的形成，从而破坏了边界层的正常发展，促进边界层再发展，从而提高了换热系数。在高 Re 下，多孔结构对于边界层的扰动更加剧烈，因此换热性能的增强更加明显。在本实验研究的工况范围内，激光处理的多孔壁面微通道壁面 Nu 相比于未进行处理的光滑微通道提升了21%~31%。图6(b)为未进行处理的光滑微通道与激光处理的多孔壁面微通道内流动压降∆ p 随 Re 的变化趋势。可以看出在相同Re条件下，激光处理的多孔壁面微通道的流动压降更大，是未进行处理的光滑微通道的1.4~1.8倍。原因在于如图2(c)所示，激光处理的多孔壁面微通道表面粗糙度 Ra 相对于未经处理的光滑微通道大幅提高，不利于换热工质的流动。
通过以上的分析可以发现，激光处理的多孔壁面微通道有更好的换热性能，但是压降更大，泵耗功更大。因此为了更好地评价多孔壁面微流道的综合换热性能，结合考虑传热和压降的影响，需要进行综合性能因子的计算。图7所示为多孔壁面微通道相对于光滑微通道的综合性能因子 P f 随 Re 的变化曲线。可以看出在本实验研究的工况范围内，综合性能因子 P f 总是大于1，这表明激光处理的多孔壁面微通道的综合传热性能总是要强于未处理的光滑微通道，其对于换热性能的提高要大于压降增加带来的泵耗功的损失。此外，从图7中可以看出随着 Re 数的增加，综合性能因子 P f 总体呈上升趋势，最大可达到1.17。这表明在高 Re 数下，对光滑微通道进行激光处理形成多孔结构带来换热性能的提升要远大于压降损失带来的泵耗功的增加。因此对于单相流动换热来说，对光滑微通道表面进行激光处理形成多孔结构有利于总的换热性能的提升，且在高 Re 下的效果更加明显。
图7 综合性能因子 P f 随 Re 的变化趋势
2.2
两相实验结果
2.2.1 沸腾曲线
图8 微通道的沸腾换热曲线
（流体入口温度90℃，质量流速 G =200kg·m -2 ·s -1 ）
此外，如图8所示，随着质量流率的增加，多孔壁面微通道单相换热性能更强，同时核态沸腾起始点ONB也越高，原因在于高质量流率条件下，流体与换热边界的换热更快，微通道内更加难以达到沸腾换热阶段。在沸腾换热阶段， G =200kg/(m 2 ·s)与 G =300kg/(m 2 ·s)情况下多孔壁面微通道的沸腾曲线基本重合，可能原因是在小流速范围内，由于多孔壁面微通道内多孔结构对于换热性能的提升已经很明显，流量的增加对于沸腾的增强基本忽略不计；随着质量流速的进一步增加，流量对于换热增强不可忽略，在 G =500kg/(m 2 ·s)条件下的流动沸腾曲线要明显高于 G =200kg/(m 2 ·s)和 G =300kg/(m 2 ·s)条件。
2.2.2 两相沸腾换热系数
图9(a)和(b)分别表示为未进行处理的光滑微通道和激光处理的多孔壁面微通道的局部对流换热系数
h
tp
随有效热通量
和局部干度
x
的变化趋势，其中局部对流换热系数所取的点为靠近微流道出口处的
T
ct5
点，流体的入口温度为90℃。从图9中可以看出两种微流道的局部对流换热系数
h
tp
在低热通量和干度下较大且呈现下降趋势，在中高热通量
下，局部对流换热系数随热通量和干度的增长均呈现平稳趋势，原因在于低热通量下通道内的沸腾传热机制以核态沸腾为主，高热通量下通道内的沸腾传热机制以对流沸腾为主，这与文献相一致。此外，通过对比可以发现，在初始沸腾时，多孔壁面微通道传热系数略高于光滑微通道；而随着热通量和干度的增大，两者的差异越来越大，多孔壁面微通道的强化传热效果越发明显。其原因主要在于激光处理的多孔壁面微通道底部粗糙多孔结构大大增加了有效传热面积，同时多孔壁面结构为沸腾过程提供了大量的成核位点，大大促进了沸腾气泡成核。此外，多孔壁面微通道底面形成丰富的微小空腔结构（图2），这些多孔空腔结构之间相互连通的微细孔道减少了毛细半径
r
eff
，从而提供了更高的毛细压力∆
p
cap
，这可以从式(20)得到。
式中， σ 为表面张力； r eff 为毛细半径。在局部热通量过大、液体蒸发过快导致局部干涸现象产生时，局部干涸处压力较低，而四周未干涸区依然处于较高压状态，更高的毛细压力可以充分保证附近流体能够通过微小孔洞的毛细驱动力将液体快速输运到局部干涸点，从而大大延缓干涸现象的形成，这种现象同时在其他文献中被多次提到。在质量流速 G =200kg/(m 2 ·s)、入口温度为90℃情况下，多孔壁面微通道的局部对流换热系数 h tp 在有效热通量=480kW/m 2 时为23.1kW/(m 2 ·K)，相比于相同条件下的光滑微通道提升了83%。以上的对比结果表明激光处理后的多孔壁面微流道可以有效提升两相沸腾换热性能，更加有利于高热通量电子器件中的散热。
此外，从图9(a)可以看出在小质量流速范围内，质量流速 G =200kg/(m 2 ·s)与 G =300kg/(m 2 ·s)情况下多孔壁面微通道的局部对流换热系数 h tp 曲线基本重合，而对于 G =500kg/(m 2 ·s)条件下的 h tp 曲线要明显高于 G =200kg/(m 2 ·s)和 G =300kg/(m 2 ·s)条件，这与之前的文献实验结果的趋势相一致。可能原因是在小流速范围内，由于多孔壁面微通道的多孔结构对于沸腾换热性能的提升已经很明显，流量的增加对于沸腾换热的增强基本忽略不计；随着质量流率的进一步增加，流量对于换热增强不可忽略。多孔壁面微通道在 G =500kg/(m 2 ·s)阶段的两换热系数相对于 G =200kg/(m 2 ·s)情况下最大提升了30%，多孔壁面微通道在高流速情况下流动沸腾传热性能显著增强。
图9 两相沸腾换热系数 h tp
3
结论
采用激光直写的方法，在光滑微通道表面进行激光改性形成多孔壁面微通道结构，对其单相流动和两相沸腾换热性能进行测试，并与未进行处理的光滑微通道进行对比。主要结论如下。
（1）多孔壁面微通道壁面内多孔结构促进了边界层扰动和再生， Nu 相比于光滑微通道提升了21%~31%，流动压降Δ p 是未进行处理的光滑微通道的1.4~1.8倍。综合性能因子 P f 随 Re 的增加总体呈上升趋势，最大达到1.17。
（2）多孔壁面微通道在相同流量下，其核态沸腾起始点相比于光滑微通道结构降低了35%。其表面粗糙多孔结构为流体沸腾换热提供了大量的活化核心，从而实现在更小的壁面过热度下的起始沸腾成核。
（3）相比于光滑微通道，多孔壁面微通道两相沸腾换热系数最高提升可达83%。在中高热通量下，粗糙多孔结构可以保证对流沸腾过程中的持续液体供给，延缓了干涸现象的形成，从而显著提高了两相换热系数。高质量流速对于两相沸腾换热性能有促进作用，在 G =500kg/(m 2 ·s)情况下多孔壁面微通道两换热系数相对于 G =200kg/(m 2 ·s)情况下最大提升了30%。
该多孔壁面微通道在实际应用中相比于光滑微通道可以显著提升散热能力，从而降低高热通量器件的表面温度，保证电子器件安全稳定地运行，提高电子器件的使用寿命。
作者简介 ● ●
第一作者： 曾龙 ，博士研究生，研究方向为微通道强化换热。
通信作者： 邓大祥 ，教授，博士生导师，研究方向为高效散热冷却、微细加工与成型。
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