為止，表示完成除氣動作。
二、真空幫浦
本實驗的真空幫浦為ULVAC的YTP-150M型，其系統共分兩部 份，分別為前置的油轉式幫浦(Oil rotary pump)，除氣速度每秒100升，
與渦輪分子幫浦(Turbo molecular pump)，除氣速度為每秒160至190 升。抽氣時先用油轉式幫浦將系統抽氣使壓力達 torr後，再開啟渦
測試段進行實驗觀測與數據擷取，最後再返回液汽貯存槽並與冷卻循
模組如圖2-3所示，是先用水刀在下層板流道中，於上述的位置處切 貼上加熱面積為10mm X 10mm的薄型電熱片，最後在電熱片下方緊 密鎖上長30mm、寬30mm、高30mm之鐵氟龍，減少熱散失於空氣中。
2-1-5預熱循環系統
實驗數據擷取系統為Yokogawa DA 2500E 型資料收集器，共有60 個頻道可接收實驗數據及資料，內部設有RTD 轉換功能，所以溫度 量測時即直接以所讀數據經校正曲線轉換而得，至於壓力的量測，則 以一被動式之壓力轉換器所產生之電流，經由一並聯電阻調整，進而 在據擷取器上得到正確之壓力值。
2-1-8 量測儀器
一、壓力轉換器：介電液於流量計進口、預熱段進口、測試段進口的 壓力量測使用Bourdon E-7壓力轉換器，操作範圍在0~4 ，誤 差值為±0.2％。
是管路焊接處焊接不良，必須重新檢查環路並將漏洞排除，然後重複
調整旁通量。
Pin
熱經由鐵氟龍散失，無法達到完全絕熱之效果。為了預估這些熱損失
2-3-4 熱通量
= ave actual
wall
w 軟體(Flotherm V6.1)，分別計算模擬出其影響部位在最大雷諾數(Re=
2036)與最小雷諾數(Re=509)時，如圖2-7(a)、2-7(b)之速度分佈關係圖 以及圖2-8(a)、2-8(b)之流線追蹤圖，且皆以管路中央剖面圖之形式表
90o
示，圖中紅色部分代表流動速率最高，且速率依紅、橙、黃、綠、藍、
表2-1 平滑加熱面表面粗操度
表2-2 鰭片加熱面表面粗操度
表2-3 水力發展長度
表 表表
表2-4 不準度分析
Parameter Uncertainty
Channel Geometry
Length, Width and Height (%) ±0.5%
Simulated Chip Geometry
Thickness (%) Area (%)
±0.5%
±1.0%
Parameter Measurement
Temperature,T (℃ )
Temperature difference,∆T (℃ ) System pressure,P (%)
±0.2
±0.2
±0.2%
Flow Boiling Heat Transfer
Mass flux of FC-72,G (%) Imposed heat flux,q (%) Heat transfer coefficient,h (%)
±2%
±10%
±17.5%
圖2-1 實驗設備示意圖
圖2-2 測試段組合圖
圖 2-3 測試流道中加熱晶片部位之示意圖(單位 mm)
圖 2-4 測試模擬晶片(a)平滑加熱面；(b)鰭片加熱面(單位 mm)
圖 2-5 電腦模擬環境溫度下鐵氟龍塊在加熱面於各種溫度狀態下之 溫度分佈 (a) 100℃；(b) 80℃；(c) 60℃；(d) 40℃。
圖 2-6 電腦模擬環境溫度下鐵氟龍塊各表面在加熱面於各種溫度狀 態下之熱損值 (a) 100℃；(b) 80℃；(c) 60℃；(d) 40℃。
圖 2-7(a) Re=2036 時測試流道與出水口流道交接處之流場模擬。
圖 2-7(b) Re=509 時測試流道與出水口流道交接處之流場模擬。
圖 2-8(a) Re=2036 時測試流道與出水口流道交接處之流線模擬。
圖 2-8(b) Re=509 時測試流道與出水口流道交接處之流線模擬。
第三章 狹窄矩形流道平滑加熱面之沸騰熱傳與氣泡特性
3-1 狹窄矩形流道平滑加熱面之沸騰曲線探討
在低熱通率如圖中A 點處，單相熱傳(Single Phase Convection)為 其主要熱傳機制，隨著熱通率增加(實線)，壁面溫度持續上升直至超 過飽和溫度後，熱傳機制卻依舊維持在單相熱傳，這是因為加熱表面 的成核孔穴(Nucleation Cavities)需要相當的壁面過熱度使其活化，方 能促使核沸騰(Nucleate Boiling)現象發生(Collier [26]，Rohsenow [27])，流體次冷度對成核現象的抑制也是其原因之一。 繼續提高加 熱通率後，壁面過熱度足以活化成核孔穴，氣泡開始由這些活化之孔 穴產生，圖中B 點為單相熱傳結束點，亦即核沸騰現象之起始點(Onset of Nucleate Boiling - ONB)。在常見的流動沸騰熱傳模式中，沸騰起始 往往伴隨壁面溫度大幅滑落之現象，在沸騰曲線上壁面溫度點則急劇 向左偏移，但是在本實驗狹窄矩型管路之模組中，卻觀察不到此一現 象，其沸騰曲線是以平滑方式成長，經研究探討發現，其成因與流道 管路之幾何形狀以及尺寸有直接之關係，在稍後的章節中會有詳細的 敘述說明。核沸騰在B 點處開始形成後，氣泡在加熱表面局部性地生
成，此一區域為部份發展核沸騰區(Partially Developed Nucleate Boiling)，如圖 3-2 中之第 1~4 圖，其氣泡對加熱面的覆蓋面積，與 成核址密度(Nucleation Site Density)會隨著熱通率的增加而增加，熱 傳機制也成為比重由單相熱傳偏向核沸騰熱傳的混合機制，另外在部 展核沸騰 (Fully Developed Nucleate Boiling)，如圖 3-2 中之第 5，6 圖，在此區域中增加熱通率，成核址密度也會持續小幅增加，此外生
而產生臨界熱通率效應，如圖 3-2 中之第 8 圖。 如果在臨界熱通率
圖3-3(a)、3-3(b)與 3-3(c)之沸騰曲線圖，分別比較流體雷諾數在 2036(G=266.6kg/m2s)、1018(G=133.3kg/m2s)與 509 (G=66.6 )
減小，次冷度對壁溫的影響則開始降低；沸騰狀態到了完全核沸騰區
泡凝結加速，延緩氣膜形成因而延緩臨界熱通率的發生，相對的在次 冷度較低的狀態下達到臨界熱通率所需的熱通率則較低。在雷諾數為 2036 的情況下，次冷度為 10℃、20℃、30℃時，臨界熱通率分別為 252 、291 、337 ；在雷諾數為 1018 的情況下，
響逐漸減小，然而其熱傳係數卻是在單相熱傳時差異不明顯，在沸騰 起始後則產生明顯差異。圖 3-5(a)、3-5(b)與 3-5(c)之熱通率-熱傳係 數關係圖，分別比較流體雷諾數在 2036(G=266.6 kg/m2s)、1018
熱通率時，不同次冷度的情況下氣泡成核址密度差異不大，但是成核
圖3-7(a)、3-7(b)與 3-7(c)之沸騰曲線圖，分別比較流體次冷度
10℃、20℃、30℃時，2036(G=266.6kg/m2s)、1018( ) Maddox 等人[3]以及 Samant 等人[16]之實驗結果相符，並也同時論證 3-1 節中所提到的，壁面的過熱溫度即沸騰的起始溫度僅與流速有
Mudawar[28]之實驗，為觀察 FC-72 在垂直齊平加熱面下，池沸騰熱 傳之沸騰現象，Chang 與 You[29]則以相似的工作條件，觀察 FC-72 在垂直加熱面下，飽和池沸騰熱傳之沸騰曲線，兩池沸騰熱傳所觀察
泡若無法及時帶走，滯留的氣泡將會阻礙新的沸騰氣泡產生使得熱傳 有在流速大於20cm/s (Re=9700)時才會有明顯的影響；另外由沸騰曲 線圖中可觀察出，在流體次冷度較低時，不同流速狀況下臨界熱通率
因此針對成核氣泡的結合與脫離現象比較後發現，在次冷度為 10℃
圖3-12(a)、(b)與(c)分別表示次冷度為 30℃、20℃與 10℃時，不 同雷諾數狀態下之氣泡流譜圖，並且分別依其臨界熱通率大小，取臨
為例，在雷諾數為509、1018、2036 時，臨界熱通率分別為 253 )、
式受到某種因素影響，使其維持在固定的模式下。 圖3-13(a)為Heindel
在此將這種沸騰氣泡起始與成長模式稱為中央漸變模式(center glide mode)；當流道高度為2mm時，所觀察到的沸騰起始現象則皆為漸變 模式，但是與流道高度為6.96mm時有一項非常大的差別，氣泡是由 加熱表面下游端的兩側處開始成長，隨熱通率的增加氣泡沿著下游端 的兩側向上游與中間處成長，直至覆蓋整個加熱面，在此將其稱之為 邊漸變模式(side glide mode)，在經軟體分析與研究探討後，發現流道 高度的不同為造成此差異的主要因素。
圖3-14為使用計算流體力學軟體(Flotherm V6.1) ，所模擬計算出 由窄至寬五種不同間隙高度矩形流道(寬：10mm，高：2、4、6、8、
10 mm)，在流體平均流速為0.1667m/s(對應本實驗2mmx10mm之流道 截面，其雷諾數為2036)時之速度分佈關係圖，由於實驗中之工作加 熱面為位於下方之壁面，所以圖中之標示以邊界面代表加熱壁面之工
作表面。圖3-15(a)與圖3-15(b)為將圖3-14中的各速度分佈圖整合與簡
狹窄矩形流道之流體速度分布圖，在中心橫剖面上與傳統流道差異不
中是非常不樂見的，不但無法達到即時散熱的需求，更可能造成元件
上式中h為沸騰熱傳係數預測值，單位為w/m2℃； 表示加熱熱
圖 3-1 FC-72 在狹窄矩型管道中流動沸騰之沸騰曲線圖，
次冷度 30℃；雷諾數 Re=2036(G =266.6kg/m2s)。
圖 3-2 FC-72 在狹窄矩型管道平滑加熱面中流動沸騰之氣泡流譜 圖，次冷度30℃；雷諾數 Re=2036(G=266.6kg/m2s)。
(a)
(b)
(c)
圖 3-3(a) Re=2036；(b) Re=1018；(c) Re=509 時，不同流體次冷度狀 態之沸騰曲線比較圖。
圖 3-4 次冷度對沸騰曲線之影響與文獻比較。
(a)
(b)
(c)
圖 3-5(a) Re=2036；(b) Re=1018；(c) Re=509 時，不同流體次冷度狀 態之熱傳係數比較圖。
圖 3-6(a)平滑加熱面在雷諾數為2036 時，不同次冷度之氣泡流譜圖。
圖 3-6(b)平滑加熱面在雷諾數為1018 時，不同次冷度之氣泡流譜圖。
圖 3-6(c)平滑加熱面在雷諾數為509 時，不同次冷度之氣泡流譜圖。
(a)
(b)
(c)
圖 3-7 (a)ΔTsub=30℃；(b)ΔTsub=20℃；(c)ΔTsub=10℃時，不同雷諾數下 之沸騰曲線比較圖。
圖 3-8 流速對沸騰曲線之影響與文獻比較。
圖 3-9(a)ΔTsub=30℃；(b)ΔTsub=20℃；(c)ΔTsub=10℃時，不同雷諾數 下之熱傳係數比較圖。
圖 3-10 次冷度 10℃，接近臨界熱通率時 (a)Re=2036；(b)Re=509。
圖 3-11 次冷度 30℃，接近臨界熱通率時 (a)Re=2036；(b)Re=509。
圖 3-12(a) 平滑加熱面在次冷度為 30℃時，不同雷諾數之流譜圖。
圖 3-12(b) 平滑加熱面在次冷度為20℃時，不同雷諾數之流譜圖。
圖 3-12(c) 平滑加熱面在次冷度為10℃時，不同雷諾數之流譜圖。
圖3-13 氣泡成長過程圖 (a)Heindel et al[13]；(b)Present Work。圖中 黑色區塊為生成氣泡。
圖3-14 電腦模擬不同尺寸矩形流道在相同平均速度時，正剖面與 邊界上之速度分佈關係圖。
圖3-15 管內流體速度分布圖 (a)傳統尺寸矩形流道；(b)狹窄矩形流道。
圖3-16 傳統與狹窄矩形管內流體速度立體分布圖
圖 3-17 沸騰起始漸變模式與沸騰起始驟變模式之沸騰曲線與流譜比 較圖。
第四章 狹窄矩形流道中平滑與鳍片加熱面之比較分析
描繪出在不同狀態下，加熱通率與壁面過熱度的關係，並對應不同實 驗影響參數下所擷取之照片，分析探討熱傳係數、臨界熱通率與氣泡 特性。由於鰭片與平滑加熱面在其沸騰機制上大致相同，因此本章節 除對探討兩者差異處外，對於兩者機制相同處則僅作概略性之描述。
4-1 次冷度對於鰭片加熱面狹窄矩型管中流動沸騰的影響
圖4-1(a)、4-1(b)與 4-1(c)中，分別比較鰭片加熱面在流體雷諾數 為2036(G=266.6kg/m2s)、1018(G =133.3kg/m2s)與 509 (
造成沸騰曲線在鳍片加熱面中的震盪行為特別明顯，另外當熱傳機制
能夠及時的凝結，甚至在接近臨界熱通率時只要流速夠高能將氣泡及 時帶走，氣泡都不會有結合現象的產生，因此由於流道間隙高度的影 響，低次冷度的流動沸騰情況在高熱通率時與高次冷度時的情況有很 大的差異。
4-2 流速對於平滑加熱面狹窄矩型管中流動沸騰的影響
圖4-4(a)、4-4(b)與 4-4(c)中，為分別比較鰭片加熱面在流體次冷 度10℃、20℃、30℃時，不同雷諾數條件下的沸騰曲線與熱傳係數。
與成核氣泡脫離半徑差異不大，在高熱通率時氣泡結合的情況也沒有
面在沸騰初始期的熱傳性能，此外值得一提的一點是，鰭片加熱面之
且其壁溫較高，此現象的成因如圖4-10 所示是由於鳍片的特殊結構
內燒毀，因此臨界熱通率效應是核沸騰熱傳應用於散熱領域時，所必
並使其結構處流體之流速相對於其他部位慢上許多，在流場擾動以及