兩種燒結通道的沸騰傳熱和阻力特性對比

毛紀金，張東輝，孫利利，雷欽暉，屈健

（1 江蘇科技大學能源與動力學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2 江蘇大學能源與動力工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003）

隨著微能源和微化工系統(tǒng)的應用與發(fā)展，設備熱流密度大幅提升，微通道沸騰散熱系統(tǒng)受到關注，它通過兩相流動沸騰帶走電子器件的熱量，具有高傳熱系數(shù)與低工質需求量等優(yōu)點，同時有效減小了設備體積和重量。由于汽泡生長空間的受限，傳統(tǒng)微通道在沸騰過程中容易出現(xiàn)汽泡堵塞通道現(xiàn)象，從而引發(fā)返流問題，進口工質無法順暢進入微通道中，使其難以發(fā)揮優(yōu)良的換熱性能。近年來，很多學者在進一步提升微通道換熱性能方面進行了很多嘗試，燒結多孔微通道是其中非常重要的研究方向。

Sun 等研究了帶燒結底層的扁平通道的流動沸騰換熱性能，發(fā)現(xiàn)其沸騰傳熱系數(shù)比光滑表面高出數(shù)倍，與光滑表面相比，微多孔表面的成核址密度大大增加，汽泡脫離直徑減小40%～50%，脫落頻率顯著加快。但Sun等的工作主要針對帶燒結底層的扁平通道，換熱性能并不突出。Chen等通過系列研究發(fā)現(xiàn)：較之銅基微通道，燒結并聯(lián)微通道可提升沸騰換熱性能300%，并使壓力脈動降低60%，但其研究對燒結微通道內(nèi)的沸騰換熱機理缺乏深入的研究，沒有進行相關的可視化分析。華南理工大學的Deng 等發(fā)現(xiàn)內(nèi)凹形燒結并聯(lián)微通道在提高單相對流溫度均勻性、降低壁面過熱度、強化兩相沸騰傳熱性能、抑制壓力脈動等方面具有較明顯的優(yōu)勢，其兩相沸騰傳熱系數(shù)可達到銅基微通道的2～5倍；該課題組還使用燒結方法及電火花加工工藝制造出一種多孔交錯互通微通道，其孔隙率只有38%。以水為流動工質，研究發(fā)現(xiàn)：由于通道在底部是互相通順的，可以使沸騰后產(chǎn)生的汽泡充分發(fā)展，可以有效抑制沸騰的不穩(wěn)定，提高換熱性能。但華南理工大學的燒結微通道性能并不突出，未展現(xiàn)燒結微通道的換熱潛力。Liter 和Kaviany采取熱壓燒結法制造出堆疊式燒結結構，堆疊結構呈周期性山峰狀，具有良好的汽液分流作用，從而在加熱面上不容易形成覆蓋蒸汽膜，可顯著提升沸騰換熱性能。他們對池沸騰的研究發(fā)現(xiàn)：在較大的熱流密度時，堆疊間距起決定作用，而銅粉粒徑和孔隙率則是次要因素。從其研究看，堆疊結構表現(xiàn)出卓越的沸騰換熱性能，臨界熱流密度（CHF）超過300W/cm，但其研究主要只停留于池沸騰方面。這些研究說明，燒結結構形式會對沸騰換熱性能造成極大的影響。

從以上所述的研究現(xiàn)狀看，燒結結構形式對流動沸騰的影響研究仍然相當缺乏，對其中的換熱機理認識并不深入，多孔表面上的流動沸騰涉及不同的矛盾因素：在低熱流密度情況下，成核址密度、起始過熱度和脫落直徑等對沸騰換熱起主要作用；而在中高熱流密度情況下，排汽阻力和液態(tài)工質補充等，對沸騰換熱起更為主要的作用。從對性能的影響程度看：起首要作用的是燒結結構的設計，優(yōu)良的燒結結構可很好地實現(xiàn)汽液分離流動，有助于汽泡順暢排除，也會顯著提升CHF；起次要作用的則是組成多孔結構的顆粒（或孔隙）參數(shù)，包括顆粒形狀、粒徑等，盡管是次要影響因素，但在低中熱流密度范圍會給沸騰換熱性能造成很大影響。

本文針對燒結并聯(lián)微通道和扁平通道（僅有燒結底層），以去離子水為工質，進行了過冷流動沸騰換熱實驗，著重考察了兩種燒結結構對沸騰傳熱和壓降的影響，并對銅粉粒徑的作用進行了研究。

1 實驗

1.1 實驗系統(tǒng)

實驗系統(tǒng)包括去離子水水箱、微型齒輪泵、轉子流量計、帶燒結結構的熱沉室和測量采集系統(tǒng)，如圖1所示。在實驗過程中，先將水箱中的去離子水加熱煮沸2h 除氣，然后冷卻到預定入口溫度，去離子水由微型齒輪泵輸送，經(jīng)轉子流量計，之后流入微通道熱沉室進行沸騰換熱變?yōu)檎羝?，?jīng)冷凝器冷卻后由末端水箱收集。熱沉室采用加熱銅塊作為模擬熱源，加熱棒由可調(diào)功率直流電源供電。去離子水進出口水溫和壓力分別由熱電阻（PT100）和壓力傳感器采集，壓力傳感器型號采用的表壓型壓力傳感器PX309-015G5V，量程為0～15psi（1psi=6894.8Pa），響應時間1ms。銅塊溫度的測量是由鎧裝T形熱電偶（Ⅰ級精度）采集。溫度和壓力均經(jīng)過NI-6212同步數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)轉換到計算機上實時顯示。微通道熱沉室實驗過程中始終保持水平放置，實驗開始前用水平儀進行校正。高速攝影儀采用Phantom VEO E-310L，根據(jù)流型變化情況選用2000～3200 幀/s 進行拍攝，微距鏡頭放大倍數(shù)4～10倍，并配置100W LED多光源系統(tǒng)。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖

1.2 熱沉室和燒結微通道

熱沉室如圖2所示，自上而下分別包括透明PC板、PEEK 圍護結構、加熱銅塊、玻璃纖維絕熱底座等。透明PC 板可方便進行可視化觀察，耐高溫的PEEK 圍護結構兩側面加工有4 個銅塊測溫孔和2個測壓孔。加熱銅塊采用階梯狀設計，上半部分設計為矩形銅柱形，以充分保證一維導熱（沿中心線縱向布設3 個測溫孔，以監(jiān)測輸入加熱量），下半部分設有6個加熱棒孔。熱沉室底座采用玻璃纖維，與銅塊外形匹配，以減少熱沉室的散熱損失。

圖2 熱沉室示意圖

兩種燒結結構形式如圖3(a)、(b)所示，分別為燒結并聯(lián)微通道和燒結扁平通道。與并聯(lián)微通道結構相比，扁平通道只有燒結底層，其厚度與并聯(lián)微通道底層一致。經(jīng)石墨模具，兩種燒結結構與銅片一體化成型，然后通過中溫錫膏（Sn-Ag-Cu）焊接于銅塊頂部。由圖中也可以看到，扁平燒結通道上方有空通道，其高度與并聯(lián)微通道的間肋高度一致。通過這兩種燒結構的對比，可凸顯微通道間肋對沸騰換熱的作用。燒結底層厚度分別為200μm和400μm，單根微通道寬度為600μm，間距為600μm，間肋高度為1200μm。銅片上表面壁溫通過銅塊柱體上的測溫孔溫度測量外推而得。燒結樣品與熱沉室之間采用高溫密封膠密封。

圖3 兩種燒結結構的橫向截面示意圖

2 樣品結構與毛細性能表征

實驗分別對不同銅粉粒徑和燒結底厚的樣品進行了性能研究。所選用的銅粉粒徑為30μm、50μm、90μm 和120μm，燒結底厚為200μm 和400μm。銅粉經(jīng)篩濾后均勻鋪設于石墨模具里，在氫氮還原和保護氣氛下經(jīng)燒結爐燒結，與銅片一體化定型。樣品SEM形貌如圖4所示。

圖4 給出了4 種粒徑燒結樣品電鏡掃描圖，相較于小粒徑燒結樣品，大粒徑燒結樣品擁有更粗的樹枝狀銅骨架，容易形成較大的孔隙。4種粒徑樣品都形成了發(fā)達連通式多孔結構，這對沸騰過程的汽泡成核和供液十分有利。由于樹枝狀銅粉多采用電沉積法制備，可以看到大粒徑樣品由多個小粒徑銅粉團簇形成。

圖4 燒結樣品SEM結構圖

本文采用“粒徑-底厚通道形狀”方式對每個樣品進行簡寫區(qū)分，“粒徑30μm、底厚200μm、并聯(lián)微通道”樣品可表示為“30-200 PM”；“粒徑30μm、底厚200μm、扁平通道”樣品可表示為“30-200 PL”。

4 種粒徑燒結樣品的孔隙率由壓汞儀測量而得，測試結果如表1所示。

表1 燒結樣品孔隙率和底厚粒徑比表

由表1可見，大粒徑銅粉燒結樣品所形成的孔隙率也相對較大。30μm 粒徑樣品孔隙率僅有27.70%，而120μm粒徑形成的孔隙率為59%左右。樣品的毛細供液能力對沸騰后期的蒸發(fā)換熱產(chǎn)生關鍵影響。為此，利用紅外熱像儀對16 種樣品的毛細上升能力進行了測量。

圖5(a)、(b)展示了200μm底厚和400μm底厚下各樣品的毛細上升曲線。等時間內(nèi)毛細爬升高度直接反映毛細速度的大小，所以總體來看，并聯(lián)微通道的毛細速度快于扁平通道。兩者的毛細速度均隨粒徑的增大而增大，這可能與大粒徑燒結樣品中不同尺度孔隙有直接關系。根據(jù)曲線走勢來看，200μm 底厚的微通道樣品一定時間內(nèi)毛細上升高度略優(yōu)于400μm底厚微通道樣品。

圖5 兩種燒結結構樣品的毛細上升高度隨時間的變化

3 數(shù)據(jù)處理和誤差分析

3.1 沸騰傳熱系數(shù)計算

微通道每個通道的質量通量[kg/(m·s)]的計算公式見式(1)。

忽略微通道軸向導熱的影響，可以將為通道分成單相和兩相兩個有效換熱區(qū)域。通過能量守恒方程可以計算出單相區(qū)換熱長度，見式(2)。

式中，為微通道總長度，m；和分別為去離子水飽和焓和入口焓值，kJ/kg；為有效熱量，W。

兩相區(qū)長度計算見式(3)。

繼而通過一維導熱模型的導熱公式，推算出平均壁面溫度（℃），見式(5)。

式中，為有效熱流密度，W/cm；為銅塊測溫孔距銅片表面的距離，m；為紫銅的熱導率，W/(m·K)；為焊接錫膏厚度；為錫膏熱導率。

壁面過熱度計算見式(6)。

實驗平均傳熱系數(shù)由單相區(qū)傳熱系數(shù)和兩相區(qū)沸騰傳熱系數(shù)加權平均求得，見式(7)～式(9)。

式中，為飽和水溫，℃；為水的進口溫度，℃。

3.2 誤差分析

實驗中的質量通量、進出口壓力和加熱功率（直流電源）的相對不確定度分別為±1%、±0.25%和±0.5%。入口和出口的流體溫度由兩個熱電阻傳感器（PT100）測量，絕對不確定度為±0.3℃。測量銅塊溫度的T形熱電偶不確定度為±0.4℃。

熱流密度的相對不確定度計算見式(10)。

根據(jù)式(5)，壁面溫度之的相對不確定度計算見式(11)。

壁溫的相對不確定度可由式(6)推得，飽和溫度的相對不確定度可由進出口壓力傳感器的不確定度推得。

根據(jù)式(8)，沸騰傳熱系數(shù)的不確定度計算見式(12)。

根據(jù)上述誤差傳遞公式，傳熱系數(shù)的相對不確定度在±2.6%～10.4%范圍內(nèi)（熱流密度不同，傳熱系數(shù)相對不確定度也會不同）。由于燒結結構在沸騰起始點（onset of nucleate boiling，ONB）附近的壁面過熱度常會較低，甚至會低于1℃，從而造成ONB附近的傳熱系數(shù)呈現(xiàn)較大的相對不確定度。

表2列出了相關物理變量的測量誤差。

表2 本實驗相關數(shù)據(jù)的不確定度

3.3 熱效率和飽和溫度修正

熱沉室與環(huán)境之間存在熱對流損失。通過單相實驗研究發(fā)現(xiàn)，熱損失與溫差（微通道壁面溫度和環(huán)境溫度之差）存在正比關系，可采用單相擬合獲得的關聯(lián)式間接推得沸騰工況的熱損失。當=60℃、=142kg/(m·s)時，熱沉室的熱損失與溫差的擬合曲線如圖6所示，由熱損失曲線推算兩相沸騰時熱效率達到80%～95%。實測表明：當質量通量較小時，熱沉室熱效率較小，為80%～90%；而質量通量較大時，熱沉室熱效率會達到90%～95%。

圖6 熱沉室熱損失圖

在實驗中，微通道進出口壓力變化會直接影響工質的飽和溫度。本文將進出口壓力的平均值近似看成微通道的飽和壓力，利用商業(yè)軟件計算出飽和壓力對應的飽和溫度，對沸騰曲線進行相應修正。

4 燒結結構的傳熱和壓降特性

4.1 沸騰曲線和換熱性能

圖7為200μm底厚下兩種燒結結構對應的沸騰曲線，并在質量通量為142kg/(m·s)、入口溫度為60℃時對比了粒徑的具體影響。燒結并聯(lián)微通道大粒徑樣品的起始過熱度在1℃以內(nèi)，小粒徑樣品由于孔徑較小，難以活化，壁面起始過熱度在3℃左右。在相同的熱流密度下，并聯(lián)微通道樣品壁面過熱度遠低于扁平通道。對于并聯(lián)燒結微通道，粒徑對沸騰曲線的影響較小，4種粒徑的沸騰曲線比較接近。當輸入熱流密度為120W/cm時，4種樣品的壁面過熱度只有5～8℃，90μm 樣品壁面過熱度最低，這說明燒結并聯(lián)微通道具有極佳的沸騰換熱性能。而對于扁平通道結構，粒徑對沸騰曲線的影響很大，大粒徑樣品（90-200 PM 和120-200 PM）的壁面過熱度較低，小粒徑樣品則反之。對于CHF，并聯(lián)微通道大粒徑樣品（90-200 PM 和120-200 PM）的可達到約180W/cm，小粒徑樣品30-200 PM和50-200PM的CHF分別為126W/cm和163W/cm；扁平通道CHF 最高只能達到110W/cm左右，30μm 的扁平通道在50W/cm時就會發(fā)生惡化。

圖7 200μm底厚各樣品沸騰曲線

400μm 底厚樣品沸騰曲線如圖8 所示。對于400μm 底厚并聯(lián)微通道樣品，粒徑對沸騰曲線的影響較大，粒徑50μm、90μm、120μm樣品的壁面過熱度較低，30μm 反之。400μm 底厚扁平通道的性能與200μm 接近，仍然是大粒徑樣品壁面過熱度較低。

圖8 400μm底厚各樣品沸騰曲線

而各樣品CHF 的差異，推測和其毛細吸液速度有關，主要是因為在中高熱流時，燒結并聯(lián)微通道的主導傳熱方式轉變?yōu)楸∫耗ふ舭l(fā)機制，受熱面順暢及時地補液是非常關鍵的。在圖5(a)、(b)毛細吸液上升曲線中，有兩個顯著的特征：①在同一底厚下，大粒徑樣品的毛細上升速度要快于小粒徑樣品；②并聯(lián)微通道樣品的毛細吸液速度要遠快于扁平通道?？梢园l(fā)現(xiàn)：在中高熱流密度區(qū)，兩種結構下沸騰曲線性能差異與毛細上升速度呈現(xiàn)出一定的相關性。從結構差異看，燒結并聯(lián)微通道由平行微通道和間肋構成，這是與扁平通道結構的區(qū)別所在。前者毛細上升速度的提高，是源于平行微通道還是間肋的作用，這是需進一步探索的主題。

200μm 底厚兩種燒結結構對應的換熱系數(shù)曲線如圖9 所示。在熱流密度小于30W/cm時換熱系數(shù)緩慢增加，處于單相換熱階段，傳熱系數(shù)約為6kW/(m·K)。30W/cm以后各樣品漸次進入沸騰換熱階段，微通道樣品中粒徑90μm樣品傳熱系數(shù)增長高于其他3 種粒徑，粒徑30μm 樣品傳熱系數(shù)最低；在高熱流密度時（≥140W/cm），4種粒徑傳熱系數(shù)均展現(xiàn)出平穩(wěn)下降的趨勢，120μm樣品性能最佳。值得注意的是，對于200μm底厚微通道，4種粒徑樣品的沸騰曲線較為接近，但傳熱系數(shù)卻相差很大，特別是在中等熱流密度區(qū)，這主要是因為實驗中壁面過熱度很低（在100W/cm時，壁面過熱度普遍小于5℃），傳熱系數(shù)對溫度差異非常敏感。扁平通道的傳熱系數(shù)均低于并聯(lián)微通道樣品，對于大粒徑樣品，90-200 PM（并聯(lián)多孔微通道）最大傳熱系數(shù)可達到240kW/(m·K)，而90-200 PL（扁平通道）只有90kW/(m·K)，相差約2.7倍；而小粒徑樣品，30-200 PM 最大傳熱系數(shù)是30-200 PL 的4倍左右，表現(xiàn)出強烈的結構差異效應。

圖9 200μm底厚樣品傳熱系數(shù)變化圖

400μm 底厚并聯(lián)微通道的傳熱系數(shù)變化趨勢與200μm 底厚類似，如圖10 所示。大粒徑樣品在中高熱流密度區(qū)傳熱系數(shù)高于小粒徑（30μm）樣品（/=13.3）；粒徑30μm樣品其傳熱系數(shù)最高僅有70kW/(m·K)，大部分扁平通道的換熱性能顯著低于并聯(lián)微通道樣品，只有粒徑90μm扁平通道例外，其傳熱系數(shù)甚至高于30μm并聯(lián)微通道。

圖10 400μm底厚樣品傳熱系數(shù)變化圖

對于燒結結構，底厚粒徑比這一綜合結構參數(shù)也起著一定的作用，根據(jù)已有文獻，過大或過小的底厚粒徑比均會導致過熱度的增大，最優(yōu)底厚粒徑比在2～5之間。本文的研究與這個范圍類似，對于并聯(lián)微通道樣品，最優(yōu)底厚粒徑比在1.7～8.0 之間，對于扁平通道樣品，最優(yōu)厚度粒徑比在1.7～4.4 之間。這說明底厚粒徑比也是影響燒結結構沸騰換熱性能的重要因素。

由沸騰曲線和傳熱系數(shù)圖來看，并聯(lián)微通道樣品沸騰換熱性能普遍優(yōu)于扁平通道，隨著粒徑的變小，這兩種結構呈現(xiàn)的差異越來越大。這可能與樣品孔隙率有關，大粒徑樣品由于孔隙率較大，間肋根基處的導熱熱阻也會很大，使得大粒徑間肋的傳熱能力不如小粒徑間肋得到充分發(fā)揮。

4.2 質量通量對沸騰曲線和傳熱系數(shù)的影響

圖11(a)、(b)給出了并聯(lián)微通道在3種質量通量下的沸騰曲線，樣品選用30-400 PM 和120-400 PM，均為并聯(lián)微通道樣品。由圖11 可見，在相同質量通量下，大粒徑樣品120-400 PM 在ONB 點時壁面起始過熱度較低。粒徑120μm 樣品沸騰曲線的壁面過熱度受質量通量影響較??；粒徑30μm樣品則受影響較大。圖12(a)、(b)表示相應的傳熱系數(shù)對比，兩種樣品均受質量通量影響較大，這主要是不同質量通量下的熱損失差異造成的。質量通量[=71kg/(m·s)]較小時，粒徑30μm 樣品在低熱流密度（≤40W/cm）時的傳熱系數(shù)非常大，這和其較低的壁面過熱度和較長的兩相段長度有關；質量通量較大[=213kg/(m·s)]時，兩種粒徑下的傳熱系數(shù)均呈現(xiàn)先增加至一峰值然后逐漸下降的規(guī)律。

圖11 不同流量下兩樣品沸騰曲線

圖12 不同流量下兩樣品傳熱系數(shù)圖

對于粒徑30 μ m 樣品，高質量通量[G=213 kg/(m·s)]CHF 是低質量通量[G=71kg/(m·s)]的2 倍左右。總體來看，粒徑120μm 微通道換熱性能要顯著優(yōu)于粒徑30μm微通道。

4.3 平均壓降

不同底厚樣品的平均壓降如圖13、圖14所示，平均壓降的總體趨勢均隨熱流密度的增大而增大，扁平通道的壓降要小于微通道樣品。隨著沸騰的發(fā)生，低過熱度時微通道中氣泡的產(chǎn)生不僅會減小通道流通面積，而且增加了氣泡與液體之間的黏性切應力，這就會導致平均壓降的增大。當熱流密度進一步加大，氣泡開始進行聚合形成彈狀流，進而形成塞狀流，在通道末端形成環(huán)狀流，進一步增大通道之間的壓降。熱流密度較高時，此時通道內(nèi)環(huán)狀流流型占據(jù)主導地位，氣泡與壁面之間液體蒸發(fā)速度極快，氣泡生長突破進口，產(chǎn)生明顯的返流現(xiàn)象，此時不僅產(chǎn)生較大進口壓力，而且壓力脈動現(xiàn)象十分明顯?？梢杂^察到，同種粒徑并聯(lián)微通道樣品較扁平通道最大可達2～3倍的差距。從可視化觀察發(fā)現(xiàn)：由于扁平通道流通截面積較大，致使氣泡膨脹空間較大，就導致了其中高熱流時流型具有較大的無規(guī)律性。較于并聯(lián)微通道樣品壓降的單調(diào)增加現(xiàn)象，扁平通道壓降增加無序性更加明顯。熱流密度在30W/cm以下時，此階段微通道中并沒有發(fā)生沸騰，平均壓降處于比較平穩(wěn)的趨勢。200μm底厚時，微通道熱流密度在90W/cm之后壓降區(qū)分明顯，平均壓降隨著樣品粒徑的增大呈減小趨勢。400μm 底厚時樣品平均壓降大小差異與200μm 底厚相同。注意到相同熱流密度下200μm 底厚的平均壓降要低于400μm 底厚壓降，其中原因尚待進一步研究。

圖13 200μm底厚樣品平均壓降變化圖

圖14 400μm底厚樣品平均壓降變化圖

5 可視化分析

利用高速攝像機，對120-400 PM 和120-400 PL 這兩種燒結結構樣品進行可視化觀測，質量通量均為142kg/(m·s)，入口溫度是60℃。

圖15(a)展現(xiàn)了扁平通道120-400 PL 樣品在100.7W/cm時的流型變化情況。當時間為0ms 時，流體由進口中間進液，形成狹長進液區(qū)域，上下兩側（從平面看是左右兩側）皆為薄液膜蒸發(fā)形成的大氣團；當時間為30ms時，進液區(qū)域位置轉變到進口下方，這主要是上側氣團的蒸發(fā)膨脹所致；50ms時，進液區(qū)域又向上方移動，進液方向呈斜向，這主要是下側氣團的蒸發(fā)膨脹所致。由流型的發(fā)展可以發(fā)現(xiàn)：扁平通道由于沒有平行間肋的限制，上下大氣團常會占據(jù)大部分區(qū)域，并且無規(guī)則擺動，進口液體難以順暢流入，造成換熱性能的下降。

圖15 兩種燒結結構的可視化

并聯(lián)微通道結構中的流型發(fā)展如圖15(b)所示，熱流密度是176.3W/cm。在時間為0ms時，流體由通道進口上側進液，流體流經(jīng)通道時發(fā)生劇烈沸騰，下側通道因薄液膜蒸發(fā)形成大氣團；當時間為121.4ms 時，進液轉變到進口下側，上側通道形成大氣團；167.8ms 時，下側氣團形成后，引起進液位置上移，形成中間進液與兩側被氣團包覆現(xiàn)象。與扁平通道流型不同，并聯(lián)微通道中進液位置會發(fā)生上下交替變化，這樣并聯(lián)通道里可以保持一定區(qū)域的濕潤性，維持在高熱流時的溫度的穩(wěn)定。氣團包覆區(qū)域中的主要換熱方式為燒結多孔層里的薄液膜蒸發(fā)。

針對燒結并聯(lián)通道換熱性能優(yōu)于扁平通道原因分析如下：首先，從上述可視化觀察看，有無平行間肋會對通道內(nèi)的流型造成很大的區(qū)別；其次，在大氣團破滅后，并聯(lián)燒結通道的補液速度更快；另外并聯(lián)通道總蒸發(fā)面積要大于扁平通道，但究竟哪個原因是主要的，仍需繼續(xù)研究。

6 結論

本文對銅粉燒結并聯(lián)微通道和扁平通道進行沸騰換熱和壓力性能研究，實驗結論如下。

（1）燒結并聯(lián)微通道換熱性能遠高于扁平通道。并聯(lián)微通道CHF高于扁平通道，各樣品CHF大小與其毛細能力呈正相關性。并聯(lián)微通道的間肋對沸騰換熱強化發(fā)揮了重要作用。底厚粒徑比（/）也會對兩種燒結結構的換熱性能產(chǎn)生重要影響。過大的底厚粒徑比（/）會造成性能的減弱。

（2）大粒徑微通道（=120μm）沸騰曲線受質量通量影響較小，小粒徑微通道（=30μm）沸騰曲線受影響較大。質量通量對樣品換熱性能影響較大，小質量通量會使樣品出現(xiàn)低熱流密度達到高傳熱系數(shù)現(xiàn)象，大質量通量會增大微通道的CHF值。

（3）燒結并聯(lián)微通道的平均壓降大于扁平通道，并隨熱流密度的增大呈現(xiàn)單調(diào)上升趨勢。由于扁平通道流型具有較大的無規(guī)律性，其壓降的無序性更加明顯。相同熱流密度下200μm 底厚的平均壓降要低于400μm 底厚壓降。相同底厚下，燒結并聯(lián)微通道壓降增長率隨粒徑的增大而增大。

（4）從可視化結果看，在中高熱流密度時，兩種燒結結構內(nèi)的主要相變機制是薄液膜蒸發(fā)。平行間肋對通道內(nèi)的流動起很顯著的作用，扁平通道內(nèi)由于沒有平行間肋的限制，兩側大氣團呈現(xiàn)上下擺動模式，而并聯(lián)微通道則呈現(xiàn)周期性的進液-蒸發(fā)模式。

不同燒結結構會對流動沸騰換熱性能造成決定性的影響。未來需進一步探索其中的沸騰機制，為相關領域的應用打下基礎。