0 引　言

随着舰船行业的发展，大功率电子电力器件的散热成为瓶颈难题。微通道相变散热是一种高效的散热解决方案^{[1 − 3]}。实际运行中发现：在中高热流密度，传统的铜基微通道沸腾系统会出现严重的液态工质返流问题，从而极大限制其性能提升^[4]。为解决这一困境，一些新的相变冷却方案得以推出^{[5 − 7]}，其中烧结微通道是一个重要研究方向。

Thome等^[8]总结认为：由于大量的气泡活动，多孔结构在结构表面上具有诸如薄液膜蒸发，毛细蒸发和核沸腾的机制。良好性能的多孔结构表面应该具有高孔隙度与内部连通的孔洞，以帮助液体的补充与蒸汽的排出。当底厚过大时，会造成蒸汽累积而导致供液不畅。Chang等^[9]提出了多孔材料液体边界层的假设，预测了最佳涂层厚度。当底厚粒径比为2∶3.85时，沸腾换热系数最大。Jun^[10]研究了烧结层厚度对池沸腾换热的影响，其认为存在3种厚度类型：微层型、过渡型和厚层型。对于微层型样品，沸腾换热系数和CHF均随着烧结层厚度增加而增加；而对于厚层型样品，两者均随着烧结层厚度的增加而下降。厚度粒径比为4.0的样品达到最大沸腾换热系数，厚度粒径比9.0的样品达到最高CHF最高。Yang等^[11]研究发现：对于多孔涂层的流动沸腾换热，存在最优厚度，最优厚度粒径比是2.0∶4.0。在低热流密度下，成核址密度和换热面积是主导因素；高热流密度下，多孔涂层的排汽阻力和热阻是主导影响因素。Melanie等^[12]发现：对于气相沉积法制备的纳米涂层（粒径20nm），存在一个最佳涂层厚度，使其沸腾换热系数和CHF达到最大值，并验证了相关的CHF模型，CHF主要由多孔层导热效应和毛细吸液两者决定。

Manetti等^[13]研究了泡沫铜厚度效应对流动沸腾换热性能的影响，在较高热流下，较小厚度的泡沫铜（1 mm）换热性能更好，结合可视化发现：影响CHF主要原因是排汽阻力，蒸汽被困在泡沫结构中导致沸腾不稳定性增加，液态工质无法及时润湿烧结层和样品表面。Liu 等^[14]采用造孔剂法制备烧结层，其粒径约为10 μm，由于造孔剂的作用，最大孔径可达80 μm，可认为是一种双孔径结构。研究发现，在池沸腾情况下，CHF随烧结层厚度的增加而增加；在447 μm厚度下，CHF达到最大值为310 W/cm²。厚度粒径比达到了45左右，这说明对于双孔径结构烧结样品，传统的厚度粒径比范围被大大拓展。以上所述的研究现状看，烧结底层的厚度粒径比最优范围仍然是一个争议性的问题。

本文针对不同烧结底厚的烧结微通道，由树枝状铜粉烧结而成，采用去离子水为工质，进行流动沸腾换热实验。主要研究烧结层厚度粒径比对于流动沸腾换热性能的影响。

1 实验系统和测试系统 1.1 实验系统

实验系统主要由恒温水箱、过滤器、转子流量计、微型齿轮泵、节流阀、热沉室和储水装置构成，如图1所示。去离子水在微型齿轮泵的作用下从恒温水箱流出，经过转子流量计和节流阀，再经过热沉室沸腾换热后，液态工质转变为蒸汽，最终流入储水装置冷凝后收集。热沉室的模拟热源是加热铜块，其底部的6根加热棒由可调功率直流电源输入功率。

性能测试系统包含进出口的压力传感器和热电阻、T型热电偶。去离子水进入测试系统后由压力传感器检测进出口压力，热电阻测量进出口水温。并在加热铜块上布置了8个测温孔，监测加热铜块温度。数据采集系统主要由NI压力采集卡和安捷伦温度采集卡组成。并由高速摄像机拍摄沸腾流型的演变，高速摄像机和压力数据经过NI采集系统同步传递到电脑。

1.2 热沉室和烧结微通道

图2为热沉室示意图，由上盖板、围护结构、加热铜块和绝热底座组成。上盖板材质为PC，有利于实验过程中的可视化观测。围护结构采用PEEK材料，对加热铜块起围护和密封作用，可大幅减少热沉室散热损失。底座为玻璃纤维材料加工而成，加热铜块材质为紫铜，其上部呈矩形铜柱型，下侧均匀分布6个圆形贯穿式加热棒孔。带烧结微通道的小铜块通过锡银铜焊片焊接于加热铜块顶部。

烧结微通道由23根烧结肋片和底部烧结层组成, 肋片高度为1.2 mm，肋片宽度为0.6 mm。肋片和肋片之间构成微通道，微通道数量为22个，通道宽度为0.6 mm。烧结底厚δ分别为100、200、400、600、1000 μm。

1.3 样品结构电镜表征

实验分别选取了30 μm和90 μm这2种粒径的树枝状铜粉进行性能研究，铜粉经过筛分后均匀填覆于石墨模具内，小铜块覆盖在石墨模具后在氢气和氧气氛围下的烧结炉内完成定型烧结。图3为样品SEM电镜形貌。

通过观察2种粒径烧结样品电镜扫描图可知，30 μm铜粉烧结样品孔隙结构比较单一；而90 μm铜粉烧结样品具有大孔隙和小孔隙双重尺度特征，这样可以很好地平衡毛细力和流动阻力之间的矛盾^{[15 − 16]}，树枝状铜粉采用电沉积法制备双孔隙分布结构^{[17 − 18]}。由图3(b)可知90 μm铜粉的大粒径结构是由小粒径铜粉团簇组成的。文章中对于不同规格的样品通过“粒径-底厚”的方法进行区分，底厚粒径比用δ/d表示。例如“粒径为90 μm、底厚为400 μm、并联微通道”样品可表示为“PM-90-400”，其底厚粒径比为δ/d=4.4。

2 数据处理和误差分析 2.1 沸腾换热系数计算方法

微通道每个通道的质量通量G：

$ G=\frac{\dot{m}}{N A_{O}}。$

(1)

式中：ṁ为流体的质量流率，kg/s；N为微通道个数；A_C为每个通道的截面积，m²。

忽略微通道轴向导热的影响，可以将微通道分成单相和两相2个有效换热区域。通过能量守恒方程可以计算出单相区换热长度:

$ {L_{sp}} = \frac{{\dot m({h_{\rm{sat}}} - {h_{\rm{in}}})}}{{{Q_{\rm{eff}}}}}{L_h}。$

(2)

式中：L_h为微通道总长度，m；h_sat和h_in分别为去离子水饱和焓和入口焓值，kJ/kg；Q_eff 为有效热量，W。则两相区长度:

$ {{L}}_{tp}={{L}}_{{h}}-{{L}}_{sp} {L_{tp}} = {L_h} - {L_{sp}}。$

(3)

根据一维导热模型的导热公式，算出平均壁面温度：

$ {T_W} = \overline {{T_{tc}}} - {q_{\rm{eff}}} \cdot {\delta _{{cop}}}/{\lambda _{{cop}}}。$

(4)

式中：q_eff为有效热流密度，W/cm²；δ_cop为铜块测温孔距铜片表面的距离，m。λ_cop为紫铜的导热系数，W/(m·K)。壁面过热度为：

$ \Delta {T_w} = {T_w} - {T_{\rm{sat}}}。$

(5)

平均换热系数h_avg由单相区换热系数h_sp和两相区沸腾换热系数h_tp加权平均求得：

$ {h_{sp}} = {q_{\rm{eff}}}\left/\left( {{T_W} - \frac{{{T_{\rm{in}}} + {T_{\rm{sat}}}}}{2}} \right)\right. ，$

(6)

$ {h_{tp}} = \frac{{{q_{\rm{eff}}}}}{{{T_W} - {T_{\rm{sat}}}}}，$

(7)

$ {h_{avg}} = \frac{{{h_{sp}}{L_{sp}} + {h_{tp}}{L_{tp}}}}{{{L_h}}}。$

(8)

式中：Τ_sat为饱和水温，℃；Τ_in为水的进口温度，℃。

2.2 误差分析

实验中的质量通量、压力和输入功率的相对不确定度分别为±4%，±0.25%，±0.5%。根据误差传递公式，传热系数的相对不确定度在±6.0～10.4%范围内（热流密度不同，传热系数相对不确定度也会不同）。由于烧结结构在沸腾起始点附近的壁面过热度常会较低，甚至会低于1℃，从而造成换热系数呈现较大的相对不确定度。

2.3 热效率和饱和温度修正

实测表明：当质量通量较小时，热沉室热效率较小，在80%～90%；而质量通量较大时，热沉室热效率会达到90%～95%。在实验中，微通道进出口压力变化会直接影响工质的饱和温度，这里将进出口压力的平均值近似看成微通道的饱和压力，利用商业软件计算出饱和压力所对应的饱和温度，对沸腾曲线进行相应修正。

3 烧结微通道的沸腾传热特性 3.1 沸腾曲线和换热性能

图4(a) 是30 μm粒径系列样品所对应的沸腾曲线，质量通量为41 kg/m²·s, 入口温度是60 ℃。各样品的起始热流密度范围在16～22 W/cm²。在沸腾发生后底厚效应的作用开始凸显，在低中热流密度范围，100 μm和200 μm底厚样品壁面过热度相对最低，底厚较小样品排汽阻力较小，供液顺畅，性能表现较好。在热流密度100 W/cm²左右，各底厚样品的沸腾曲线斜率发生明显变缓，这意味着在换热过程中的性能趋于恶化。对于CHF，100 μm 底厚样品和200 μm底厚样品分别达到约140 W/cm²和120 W/cm², 而1000 μm底厚样品只能达到 90 W/cm²左右，就会发生沸腾危机。

90 μm粒径下不同底厚样品沸腾曲线如图4(b)所示。各样品沸腾起始过热度非常接近，约1～2℃左右。在沸腾发生后，当热流密度低于50 W/cm²时，各厚度样品的壁面过热度随热流变化趋势几乎重合；当进入中高热流后（≥50 W/cm²），400 μm和600 μm底厚样品的壁面过热度相对较低，表现出较佳的沸腾换热效果。而100 μm和1000 μm底厚样品壁面过热度最大，这意味着沸腾换热性能较逊。对于CHF，400 μm和600 μm底厚样品可达到约170 W/cm²，而100 μm和1000μm底厚样品的CHF仅有120 W/cm²。

图5(a) 是30 μm系列样品所对应的换热系数曲线，单相对流阶段各样品的换热系数曲线几乎重合。16～22 W/cm²以后各样品渐次进入沸腾，换热系数均呈先增加至一峰值然后逐渐减小的趋势，其中200 μm底厚样品换热系数达到了100 kW/m²·K，表现出最佳的换热性能，100μm底厚样品在高热流密度区仍能维持换热系数80 kW/m²·K。而1000 μm底厚样品换热系数最大只有70 kW/m²·K。相关的可视化发现：当进入中高热流后，底层越厚的样品容易出现蒸汽堵塞的现象，蒸汽占据在孔隙中影响进液从而引发了性能的恶化。90 μm粒径对应的换热系数曲线如图5(b)所示，整体规律与30 μm粒径样品类似。不同的是，400 μm和600 μm底厚样品能在中高热流区一直维持较高的换热系数，约为120 kW/m²·K，而对于其他底厚样品，随着热流的增加，在中高热流区换热系数逐渐下降。

4 压力脉动和可视化 4.1 压力脉动分析

为研究底厚粒径比对压力脉动的影响，这里对90 μm系列不同底厚烧结样品进行压力脉动研究，质量通量G=41 kg/m²·s，加热功率为850 W，入口温度为60 ℃。

图6(a) 为90 μm粒径100 μm底厚样品的压力脉动曲线，进出口压力呈现大幅度的脉动，脉动幅值超过10 kPa，周期约为1 s左右，进口压力与出口压力走势相同；图6(b) 为200 μm底厚样品的压力脉动曲线，进出口压力波动比较平缓，分别在18 kPa和14 kPa上下小幅波动，脉动幅值约4 kPa左右。在11 s左右时进出口压力脉动变化明显，推测是由于进口流量波动所致；400 μm底厚样品的压力脉动曲线如图6(c) 所示，图中发现进出口压力曲线呈现近似周期形式，脉动幅值较大，达到10 kPa左右。压力脉动曲线整体上较为有序，脉动曲线的周期性较为明显；1000 μm底厚样品的压力脉动曲线如图6(d)所示。图中发现进出口压力曲线呈现出低频脉动夹杂着高频脉动的变化特点，最大脉动幅值在16 kPa以上，进口压力最大达到25 kPa。此时通道内处于薄液膜蒸发阶段，蒸汽堵塞在孔隙中时，供液不畅，沸腾不稳定性增加，脉动曲线的非周期性较为明显。

4.2 可视化分析

为深入研究底厚粒径比对流动沸腾的影响，这里比较了PM-90～400和PM-90～1000样品的压力脉动和同步的可视化流型，相机采集帧率为200 fps。质量通量均为41 kg/m²·s，入口温度为60℃。

如图7(a)为PM-90～400样品在q=125 W/cm²的进出口压力曲线。如图，进出口压力曲线的周期性较为明显，脉动幅值约8 kPa，进口压力变化范围在16～24 kPa。尽管压力脉动曲线整体上较为无序，但脉动幅值较小，各种小幅脉动幅度在3 kPa左右。1000 μm底厚样品进出口压力曲线如图7(b)所示，此时热流密度为125 W/cm²。从图中发现进出口压力曲线较为无序，脉动幅值较大，超过了20 kPa，进口压力最高达到了36 kPa，呈现出剧烈的压力脉动特征。

图8为PM-90-400样品对应的沸腾过程可视化，t₀ 时，通道上下侧有气泡堵塞，流体从中间进液，此时通流情况较好。t₀+190 ms时，通道进口下侧汽泡收缩，入流区域扩大，通道内的供液顺畅，压力曲线下降。t₀+290 ms时，此时通道内呈现出稳定的摇摆进液状态，来流能够迅速润湿通道上侧的干涸区域，进出口压力较低。t₀+435 ms时，通道进口端下侧汽泡拉长，进液区域骤减，通道上侧的流动不稳定性较为明显。由此可得PM-90-400样品流动不稳定性较强，压力脉动曲线的无序性较为明显。通道内的供液情况良好，薄液膜蒸发阶段干涸区域能够被来流迅速润湿，整体性能较优。

PM-90-1000样品对应的沸腾过程可视化图像如图9所示，t₀时，整个通道进口都被大汽团堵塞，因为强烈蒸发效应，整个样品表面越来越干涸，压力曲线降至低谷。t₀+80 ms时通道下侧开始进液，而上侧因汽团的堵塞仍然无法通流，来流对干涸区域的润湿作用有限，进出口压力开始升高。t₀+135 ms时进液区域发生大范围的薄液膜蒸发现象，入流通道转移至上侧。此时通道内供液不畅，壁面温度较高。t₀+266 ms时，通道进口被汽团包覆，只有中间区域进液，样评表面一直维持大面积的干涸区域，进出口压力处于高峰。对于PM-90-1000样品，在此热流下通道进口端易形成大汽团包覆，通流不畅，干涸区域很难被来流润湿，壁温波动性也较为明显，性能表现较差。

4.3 温度波动性

选择离出口处较近的壁面热电偶数据进行温度波动分析，30 μm粒径样品在热流密度为 98 W/cm²时的温度波动情况如图10(a)所示，200 μm底厚样品的温度波动最小，而1000 μm底厚样品的温度波动幅度最大，幅值达到了20℃左右，换热性能远逊于其他样品。90 μm粒径样品在热流密度125 W/cm²时温度波动如图10(b)所示。400 μm底厚和600 μm底厚样品的温度波动较小，1000 μm底厚样品的温度波动幅度最大，幅值达到了25℃，100 μm和200 μm底厚样品的温度波动幅度也达到了15℃左右，换热性能远逊于400 μm和600 μm底厚样品。

4.4 底厚粒径比的影响

不同底厚样品的综合性能比较如图11所示，这里采用最大换热系数和CHF来衡量样品的综合沸腾换热性能。对于30 μm粒径样品来说，100 μm和200 μm表现出较优的综合性能。也就是在底厚粒径比为3.0～6.7时综合性能最佳。而对于90 μm粒径系列样品，在底厚粒径比为4.4和6.7时换热性能达到最优，最大换热系数为120 kW/m²·K，CHF达到约170 W/cm²。90 μm粒径样品换热性能普遍好于30 μm粒径样品，从电镜图3(b)看，90 μm粒径样品具有“大小孔”双重孔隙特征，大孔隙可以为汽泡生长提供更多空间，有助于供液排汽，小孔隙则提供足够的毛细力，从而提升沸腾换热性能。对于烧结微通道，底厚过小时，换热面积不足；而底厚过大时，排汽阻力增加，干涸区面积扩大，这都会导致沸腾换热性能的恶化。本文的研究表明：综上所述，对于烧结微通道的流动沸腾换热，最佳的底厚粒径比范围是在3.0～7.0。

5 结　语

本文研究了30 μm和90 μm粒径在烧结底层厚度分别为100、200、400、600、1000 μm时的沸腾换热性能表现，得出结果如下：

1）对于烧结微通道，底厚对于沸腾换热性能会造成显著影响，对于30 μm粒径系列，100 μm和200 μm底厚样品综合性能较佳，1000 μm底厚样品性能较逊；而对于90 μm粒径系列，中间底厚(δ = 400、600 μm)沸腾换热性能最佳，其CHF可达到175 W/cm², 并可在中高热流维持较高的换热系数。

2）结合压力脉动和同步可视化观察发现：过大的底厚样品常出现大面积干涸，易造成爆炸沸腾和供液的严重不畅。较优的底厚可大大抑制压力和温度脉动，沸腾换热效果达到最佳。最优的底厚粒径比范围在3.0～7.0范围内, 粒径效应也发挥着独立的作用，较30 μm粒径系列，90 μm系列在整体上换热性能更佳。

本文的研究为烧结微通道进一步的实际应用提供了参考。