國 立 交 通 大 學 機 械 工 程 學 系
碩 士 論 文
介電液 FC-72 在水平矩形狹窄流道內之流動沸騰熱傳與氣泡特性之 實驗研究
Experimental Study of Flow Boiling and Bubble Characteristics of Dielectric Fluid FC-72 In a Horizontal Small-Gap Rectangular
Channel
研 究 生： 許中彥 博士
指導教授： 盧定昶 博士
介電液 FC-72 在水平矩形狹窄流道內之流動沸騰熱傳與氣泡特性之 實驗研究
Experimental Study of Flow Boiling and Bubble Characteristics of Dielectric Fluid FC-72 In a Horizontal Small-Gap Rectangular Channel
研 究 生：許中彥 Student : Chung-Yen Hsu 指導教授：盧定昶 Advisor : Ding-Chong Lu
國立交通大學 機械工程學系
碩士論文 A Thesis
Submitted to Institute of Mechanical Engineering College of Engineering
National Chiao Tung University In Partial Fulfillment of the Requirements
For the Degree of Master of Science
in
Mechanical Engineering July 2005
Hsinchu, Taiwan, Republic of China
介電液 FC-72 在水平矩形狹窄流道內之完全發展流動沸騰熱傳與氣 泡特性之實驗研究 學生:許中彥 指導教授:盧定昶 博士 國立交通大學 機械工程學系 摘要 本論文以實驗方法探討介電液FC-72於水平矩形狹窄流道內，完 全發展流動的狀態下，流經平滑與鰭片加熱面之沸騰熱傳與氣泡特 性，並針對特定實驗結果利用計算流體力學軟體加以分析驗證。實驗 流道之間隙高度為2mm、寬度10mm，水力直徑為3.33 mm，實驗的 操作條件設定在一大氣壓，測試範圍在雷諾數500~2000，次冷度在 10℃至30℃。 實驗結果發現，核沸騰的起始主要受到壁面過熱度與流速所影 響，且小間隙的狹窄流道會使沸騰延遲現象減小，而次冷度與流速對 加熱壁面溫度的影響在部份發展核沸騰區逐漸減低，在完全發展核沸 騰區則幾乎失去影響力。臨界熱通率會隨次冷度與流速的增加而升 高，且鰭片加熱面達到臨界熱通率前，其承受的壁面溫度較平滑面 高，臨界熱通率也會提升。矩形流道的間隙之大小不同會改變沸騰起 始的模式，間隙較小之流道其沸騰起始具有逐漸形成之特性，而相對 間隙較大之流道其沸騰起始則具有驟然產生之特性。
Experimental Study of Flow Boiling and Bubble Characteristics of Dielectric Fluid FC-72 In a Horizontal Small-Gap Rectangular
Channel
Student : Chung-Yen Hsu Advisor : Ding-Chong Lu Department of Mechanical Engineering
National Chiao Tung University Abstract
Experiments were conducted to investigate the fully developed flow boiling heat transfer of dielectric fluid FC-72 in a horizontal small-gap rectangular channel under 1 atmosphere. The heated surfaces were smooth and fin structure type. The channel was constructed with the height of 2 mm and the width of 10 mm, to attain a hydraulic diameter of 3.33 mm. The testing parameters are: Reynolds number in the range of 500 to 2000 and subcooling temperature 10℃ to 30℃ as well.
Results showed that flow velocity and the heated surface temperature are the major factors that would influence the onset of nuclear boiling, and the narrowness of the narrow gap would attenuate the boiling hysteresis. As the boiling mode reached partially developed nuclear boiling, subcooling temperature and flow velocity started to lose their influence on the wall temperature and finally disappeared on CHF (critical heat flux). The CHF always increased as the values of subcooling and flow velocity increased. The wall temperature of the fin heated surface before CHF could sustain a higher temperature than that of smooth heated surface, therefore the CHF could also be promoted. Different gap size of rectangular channel would lead to different on set boiling mode, in which boiling in small gap channel could be formed gradually while boiling in large gap channel would break out suddenly.
誌 謝
本論文能夠順利完成，衷心感謝指導教授盧定昶博士的照顧與指 導，不僅讓我在學業上獲益良多，在生活處事等方面問題也提供許多 良好的建議。也感謝口試委員－本校機械系傅武雄教授以及工研院能 資所林振源博士給予本論文的指導與建議，使本論文內容更趨完整。 另外特別感謝余致廣學長在實驗上給我的建議與幫助，對於我的 問題轟炸能夠持續有耐心的與我討論和解決，真的是一個優秀又熱心 的好學長。感謝大學時期的指導教授楊建裕與學長葉竣達，讓我學習 到做實驗嚴謹的態度與方法。感謝許家棟學長、顏家宏學長、褚偉建 學長以及張妤綺學姐在實驗期間給予我精神上的鼓勵。感謝實驗室同 窗聖良、智敏以及岳璋，一路走過來同甘苦共患難，為研究生活增添 了許多有趣的事蹟與色彩。感謝這段日子裡給予我許多支持與鼓勵的 好友芝伊。 感謝我的家人給予我最大的支持與付出，也感謝所有曾經關心我 幫助我與鼓勵我的人，僅以此論文獻給你們。 許中彥 謹誌於新竹交大目 錄
中文摘要……… I 英文摘要……… II 誌謝……… III 目錄……… IV 表目錄………VII 圖目錄……… VIII符號說明
……….. XIV 第一章 緒論 ……….. 1 1-1 研究背景與目的……….. 1 1-2 文獻回顧……….. 2 1-2-1 單相強制對流熱傳分析 ……… 2 1-2-2 沸騰熱傳分析 ……… 4 1-2-3 氣泡特性與流譜分析 ……… 9 第二章 實驗系統與參數計算……… 20 2-1 實驗設備……… 20 2-1-1 輔助系統 ………. 20 2-1-2 流體循環系統 ………. 21 2-1-3 測試段 ………. 222-1-4 模擬加熱晶片 ………. 23 2-1-5 預熱循環系統 ……… 24 2-1-6 冷卻循環系統 ……… 24 2-1-7 數據擷取系統 ……… 24 2-1-8 量測儀器 ……… 25 2-2 實驗方法及步驟……… 25 2-2-1 實驗前準備工作 ……… 25 2-2-2 實驗量測與流譜拍攝步驟 ……… 26 2-3 實驗參數計算……… 27 2-3-1 工作壓力 ……… 27 2-3-2 次冷度的計算與飽和狀態的判定 ……… 28 2-3-3 熱損估計 ……… 29 2-3-4 熱通量 ……… 30 2-3-5 表面溫度 ……… 30 2-3-6 熱傳系數 ……… 30 2-3-7 水力發展長度 ……… 31 2-3-8 管路設計之影響參數……… 31 2-3-9 不準度分析 ……… 32 第三章 狹窄矩形流道平滑加熱面之沸騰熱傳與氣泡特性分析… 46
3-1 狹窄矩形流道平滑加熱面之沸騰曲線探討……… 47 3-2 次冷度對於平滑加熱面狹窄矩型管中流動沸騰的影響…… 49 3-3 流速對於平滑加熱面狹窄矩型管中流動沸騰的影響………. 53 3-4 流道形狀與尺寸對於沸騰熱傳與沸騰起始模式之影響……. 58 3-4-1 矩型管間隙高度對沸騰起始之影響……….58 3-4-2 沸騰起始之驟變與漸變模式對於沸騰熱傳之影響…….61 3-5 平滑加熱面之熱傳經驗方程式………62 第四章 狹窄矩形流道中平滑與鰭片加熱面之比較分析………… 84 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……...85 4-2 流速對於平滑加熱面狹窄矩型管中流動沸騰的影響…………87 4-3 鰭片與平滑加熱面對於狹窄矩形管中流動沸騰熱傳之比較...88 4-4 鰭片結構對於臨界熱通率之特別效應探討………...89 4-5 鰭片結構之最佳化設計探討………...91 4-6 平滑加熱面之熱傳經驗方程式………...92 第五章 結論與展望……… 116 參考文獻……… 118 附錄一 晶片表面粗糙度……….…….122
表 目 錄
表 1-1 介電液 FC-72 於一大氣壓之物理性質……… 12 表 1-2 單相熱傳關係式……… 13 表 2-1 平滑加熱面表面粗操度……… 33 表 2-2 鰭片加熱面表面粗操度……… 33 表 2-3 水力發展長度……… 34 表 2-4 不準度分析……… 35圖 目 錄
圖 1-1(a) 向上流動氣泡偏離成核位址-成核位址處………. 14 圖 1-1(b) 向上流動氣泡偏離成核位址-成核址 15mm 下游處 …… 14 圖 1-1(c) 向上流動氣泡偏離成核位址-成核址 30mm 下游處 …… 14 圖 1-2(a) 向下流動氣泡偏離成核位址-G=246kg/m2s……… 14 圖 1-2(b) 向下流動氣泡偏離成核位址-G=315kg/m2s……… 14 圖 1-2(c) 向下流動氣泡偏離成核位址-G=666kg/m2s……… 14 圖 1-3 向上流動且接近臨界熱通率時之液汽作用現象 ……… 15 圖 1-4 濕潤線成長趨勢圖……… 16 圖 1-5 蒸氣覆蓋層發展趨勢圖……… 17 圖 1-6(a) 次冷度 3℃時流動沸騰氣泡特性……… 18 圖 1-6(b) 次冷度 29℃時流動沸騰氣泡特性 ………. 18 圖 1-7(a) 波浪狀氣泡 ……… 19 圖 1-7(b) 突伸狀氣泡……….. 19 圖 2-1 實驗設備示意圖……….. 36 圖 2-2 測試段組合圖………. 37 圖 2-3 測試流道中加熱晶片部位之示意圖………. 38 圖 2-4(a) 平滑加熱面模擬晶片………. 39 圖 2-4(b) 鰭片加熱面模擬晶片………. 39圖2-5(a) 電腦模擬鐵氟龍在100℃下之溫度分佈………40 圖2-5(b) 電腦模擬鐵氟龍在80℃下之溫度分佈……….………40 圖2-5(c) 電腦模擬鐵氟龍在60℃下之溫度分佈..………40 圖2-5(d) 電腦模擬鐵氟龍在40℃下之溫度分佈…………..…………40 圖2-6(a) 電腦模擬鐵氟龍在100℃下之熱損值………41 圖2-6(b) 電腦模擬鐵氟龍在80℃下之熱損值….……….………41 圖2-6(c) 電腦模擬鐵氟龍在60℃下之熱損值…………..………41 圖2-6(d) 電腦模擬鐵氟龍在40℃下之熱損值…………...…………41 圖2-7(a) Re=2036時測試與出水口流道交接處之流場模擬分析…….42 圖2-7(b) Re=509時測試與出水口流道交接處之流場模擬分析……..43 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…….44 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….….44 圖3-1 流動沸騰曲線圖，次冷度30℃；雷諾數Re=2036 ……… 64 圖3-2 流動沸騰氣泡流譜，次冷度30℃；雷諾數Re=2036…….. 65 圖3-3(a) 雷諾數為2036時，不同次冷度之沸騰曲線比較圖……… 66 圖3-3(b) 雷諾數為1018時，不同次冷度之沸騰曲線比較圖……… 66 圖3-3(c) 雷諾數為 509時，不同次冷度之沸騰曲線比較圖………. 66 圖3-4 次冷度對沸騰曲線之影響與文獻比較………67 圖3-5(a) 雷諾數為2036時，不同次冷度之熱傳系數比較圖………. 68
圖3-5(b) 雷諾數為1018時，不同次冷度之熱傳系數比較圖………. 68 圖3-5(c) 雷諾數為 509時，不同次冷度之熱傳系數比較圖………. 68 圖3-6(a) 平滑加熱面在雷諾數2036時不同次冷度之氣泡流譜…… 69 圖3-6(b) 平滑加熱面在雷諾數1018時不同次冷度之氣泡流譜…… 70 圖3-6(c) 平滑加熱面在雷諾數509時不同次冷度之氣泡流譜…… 71 圖3-7(a) 次冷度為30℃時，不同雷諾數之沸騰曲線比較圖……… 72 圖3-7(b) 次冷度為20℃時，不同雷諾數之沸騰曲線比較圖……… 72 圖3-7(c) 次冷度為10℃時，不同雷諾數之沸騰曲線比較圖……… 72 圖3-8 流速對沸騰曲線之影響與文獻比較………...…………..… 73 圖3-9(a) 次冷度為30℃時，不同雷諾數之熱傳系數比較圖……….. 74 圖3-9(b) 次冷度為20℃時，不同雷諾數之熱傳系數比較圖……….. 74 圖3-9(c) 次冷度為10℃時，不同雷諾數之熱傳系數比較圖……….. 74 圖3-10(a) 次冷度為10℃，雷諾數為2036，接近臨界熱通率時……. 75 圖3-10(b) 次冷度為10℃，雷諾數為 509，接近臨界熱通率時.…… 75 圖3-11(a) 次冷度為30℃，雷諾數為2036，接近臨界熱通率時…… 75 圖3-11(b) 次冷度為30℃，雷諾數為 509，接近臨界熱通率時…… 75 圖3-12(a) 平滑加熱面在次冷度30℃時，不同雷諾數之氣泡流譜… 76 圖3-12(b) 平滑加熱面在次冷度20℃時，不同雷諾數之氣泡流譜… 77 圖3-12(c) 平滑加熱面在次冷度10℃時，不同雷諾數之氣泡流譜… 78
圖3-13 氣泡成長過程圖……… 79 圖3-14 電腦模擬不同尺寸矩形流道速度分佈關係圖……….80 圖3-15(a) 傳統尺寸矩形管道內之流速分布圖 ……… 81 圖3-15(b) 狹窄矩形管道內之流速分布圖 ……… 81 圖3-16 傳統與矩形管內流體速度立體分布圖……… 82 圖 3-17 沸騰起始漸變模式之流譜比較圖………83 圖 4-1(a)鳍片在 Re=2036 時不同次冷度之沸騰曲線與熱傳係數圖…94 圖 4-1(b)鳍片在 Re=1018 時不同次冷度之沸騰曲線與熱傳係數圖…94 圖 4-1(c)鳍片在 Re= 509 時不同次冷度之沸騰曲線與熱傳係數圖…94 圖4-2 鰭片加熱面之沸騰氣泡流譜圖………...95 圖4-3(a)鰭片加熱面在雷諾數為2036時不同次冷度之氣泡流譜圖….96 圖4-3(b)鰭片加熱面在雷諾數為1018時不同次冷度之氣泡流譜圖….97 圖4-3(c)鰭片加熱面在雷諾數為509 時不同次冷度之氣泡流譜…….98 圖 4-4(a)鳍片在 sub=30℃時之沸騰曲線與熱傳係數圖………..99 sub sub T Δ 圖 4-4(b)鳍片在ΔT =20℃時之沸騰曲線與熱傳係數圖………...…..99 圖 4-4(c)鳍片在ΔT =10℃時之沸騰曲線與熱傳係數圖………..99 圖4-5(a)鳍片加熱面在次冷度ΔTsub=30℃時不同雷諾數之流譜圖....100 圖4-5(b)鳍片加熱面在次冷度ΔTsub=20℃時不同雷諾數之流譜圖....101 圖4-5(c)鳍片加熱面在次冷度ΔTsub=10℃時不同雷諾數之流譜圖....102
圖4-6(a) sub=30℃，Re=2036時不同加熱片之曲線比較圖………...103 sub sub sub sub sub sub sub T Δ 圖4-6(b)ΔT =30℃，Re=1018時不同加熱片之曲線比較圖………...103 圖4-6(c) =30℃，Re= 509時不同加熱片之曲線比較圖………...103 圖4-6(d) =20℃，Re=2036時不同加熱片之曲線比較圖………...104 sub T Δ T Δ 圖4-6(e)ΔT =20℃，Re=1018時不同加熱片之曲線比較圖………...104 圖4-6(f) =20℃，Re= 509時不同加熱片之曲線比較圖………...104 圖4-6(g) =10℃，Re=2036時不同加熱片之曲線比較圖………...105 sub T Δ T Δ 圖4-6(h)ΔT =10℃，Re=1018時不同加熱片之曲線比較圖………...105 圖4-6(i) =10℃，Re= 509時不同加熱片之曲線比較圖………...105 圖4-7 電腦模擬鰭片加熱面邊界處之流速分佈俯視圖………….…106 T Δ 圖4-8(a) =30℃，Re=2036時鰭片加熱面之沸騰流譜圖……….107 圖4-8(b) =30℃，Re=2036時平滑加熱面之沸騰流譜圖……….107 sub T Δ T Δ 圖4-9 鰭片與平滑加熱面之臨界熱通率分佈圖……….108 圖4-10平滑與鰭片加熱面在相同狀態下之流譜比較圖………….…109 圖4-11鰭片加熱面在接近臨界熱通率時氣泡發展細部圖………….110 圖4-12加熱面鰭片結構之最佳化設計範例…………..……….……..111 圖4-13栓柱狀鰭片結構之流場模擬分析圖……….112 圖4-14 (a)栓柱狀鰭片上短溝槽處放大模擬分析上視圖…………....113 圖4-14 (b)栓柱狀鰭片上短溝槽處放大模擬分析側視圖………....114
NOMENCLATURE
A heat transfer area of heated surface m2 Ac cross-section of channel m2 Bo boiling number， fg o i G q B ⋅ = ，dimensionless C constant number cp specific heat J/kg℃ Dh hydraulic diameter mm dp bubble departure diameter mm Fr Froude number， h 2 l 2 D g G Fr ⋅ ⋅ = ρ ，dimensionless G mass flux kg/m2s g acceleration due to gravity m/s2 h heat transfer coefficient W/m2℃ Hd channel height mm
I measured current from DC power supply A
Ja Jakob number， fg g sat p l i T c Ja ⋅ Δ ⋅ ⋅ = ρ ρ ，dimensionless K thermal conductivity W/m℃ Lh hydrodynamic entrance length mm
Nu Nusselt number，
k hD
Nu= ，dimensionless
P system pressure kpa Pr Prandtl number，
k C
Pr= μ⋅ p ，dimensionless
Q heat transfer rate W
q＂ heat flux W/m2 Re Reynolds number， μ h D G Re= ⋅ ，dimensionless T temperature ℃ Tsat boiling point temperature of FC-72 ℃ t distant from thermal couple to chip surface mm V measured votage from DC power supply V Greek symbols
ΔT temperature difference ℃ ρ density kg/m3
μ viscosity N⋅s/m2
ε heat loss proportion Subscripts
ave average
fg difference between liquid and vapor phase g vapor
第一章 緒 論
1-1 研究背景與目的 隨著半導體業的蓬勃發展，各種相關產品越來越強調輕、薄、短、 小的要求，在資訊工業方面，電腦設備上CPU等電子元件在強調縮小 體積的前提下，並要求要有更多的功能與更高的效率，使得電子元件 因此產生更大量的熱，所以最迫切需要解決的是元件散熱問題，避免 導致過熱的發生而使系統不穩，甚至短路使系統停擺。傳統電子散熱 系統多以風扇與散熱片等熱交換器散熱，利用被動式的鰭片增加散熱 面積，加上主動式的風扇產生空氣的強制對流來提高散熱效能，但是 因為氣體的熱傳係數差，所獲得的熱傳效果十分有限，當晶片散出的 熱通量過高時，傳統的空氣冷卻技術已無法提供有效的散熱能力。 直接液冷可減少傳統元件封裝所形成接觸熱阻的問題，其中利用 相變化過程中核沸騰機制，經由實驗證明具有高效率熱傳性能，因此 相變化熱傳加上強制對流技術的開發，期待可大幅提升微電子晶片的 散熱量，使其最大表面熱通量能達到 以上，並同時保有較 低的工作溫度。微冷卻技術的開發主要是希望用來解決目前高密集性 的電子元件的散熱問題，由於微小化的緣故，使得微型冷卻裝置能與 高密集度的電子元件結合在一起，大量提高熱傳係數且有效帶走熱 量。因此以介電流體對電子元件作直接冷卻，或以介電液在微小管道 ) (W/m 106 2熱 交 換 器 內 與 電 子 元 件 作 熱 交 換 的 技 術 受 到 高 度 重 視 。 FC-72為 3M 公司生產之過氟碳化合物(Perfluorocarbon Fluids)系 列，常壓下為不具毒性，不可燃之惰性液體，其高介電性質用於電子 元件散熱的技術中，可避免如使用水或其他流體在液漏時對電子元件 產生嚴重的傷害，更可用於直接液冷技術，即將電子元件浸泡於此液 體中以提高散熱效率。介電液在常壓下沸點為56.6℃，此性質有利於 起始沸騰的產生，得以有效運用相變化過程所提供的高效率熱傳機 制。介電液FC-72 在一大氣壓下的各項熱物理性質如表1-1 [1]所示。 在過去介電液以流動沸騰方式用於電子冷卻的研究中，成核氣泡 特性的研究至今依舊不夠完善，對於加入熱增強面的研究更是極需投 入研究與探討，以建立氣泡特性與熱傳過程的關連性。本論文採用介 電液FC-72為工作流體以流動沸騰方法模擬電子元件散熱分析，利用 改變流體次冷度與流速等參數，並控制流動為層流狀態，在系統壓力 為一大氣壓下，以平滑加熱面與鰭片增強面相互比較，並配合計算流 體力學軟體模擬分析，深入了解在流力完全發展下，FC-72的流動沸 騰機制與氣泡特性。 1-2 文獻回顧 1-2-1 單相強制對流熱傳分析 Incropera等人[2]將面積12.7mm×12.7mm的單一平滑模擬晶片以
齊平壁面方式放置在水平矩形管道內，觀察水跟FC-77在雷諾數範圍 1000至14000內的單相強制對流熱傳現象,並建立其紊流區(Re = 5000 ~ 14000)紐塞數與雷諾數之間的關係式預測值。 Maddox 與Mudawar [3]同樣以貼平壁面之面積為12.7mm×12.7mm的單一平滑加熱晶片為 模擬晶片，測試流道則為垂直矩形管道，在建立實驗關係式以後與 Incropera等人之實驗比較，發現其紐賽數高出將近四成，作者認為可 能是因為流動角度的不同所造成的差異。 Heindel與Incropera等人[4] 接 著 以 類 似 實 驗 模 組 建 立 水 與F C - 7 7 在 強 制 對 流 之 層 流 區 ( R e =300~3000)紐塞數與雷諾數之間的關係式，並且定義與探討混合對流 之層流區、混合對流至強制對流的過渡對流之層流區、強制對流之層 流區、強制對流層流至強制對流紊流區之過渡流區、以及強制對流之 紊流區五種流動模式之特性，浮力(buoyancy force)效應在低雷諾數以 及混合對流之層流區有顯著的影響力，但隨著雷諾數增加至強制對流 之層流區後幾可完全忽略。 Gersey與Mudawar[5]也在相似的實驗 中，以FC-72為工作流體，測試流道截面20mm×5mm，流道底側壁面 上排列放置9顆平滑表面加熱晶片，且加熱面貼齊壁面，實驗中發現 單相熱傳係數隨著流速增加而增加，而角度的變化對單相熱傳係數的 影響不大，另外發現在單相熱傳時所有晶片所測得之熱傳係數非常相 近，作者認為是因為晶片間格的無加熱區段會導致熱邊界層重新發展
所導致。 Samant and Simon[6]使用長0.25mm寬2.0mm的模擬加熱晶 片，觀察FC-72與R-113在水平矩形管道中的單相強制對流熱傳現象並 建立其關係式，由於實驗加熱段長度只有0.25mm，熱邊界層非常的 薄，使得其熱傳係數較傳統尺寸的模擬電腦晶片高出許多。 此外Peng 與 Peterson[7,8]探討水在矩形微小管道的單相強制對流熱傳特性。實 驗結果發現，當流動模式及熱傳區域開始轉換時，其雷諾數遠較一般 傳統流道的雷諾數小，且過渡區的範圍與整體的熱傳特性亦深受液體 溫度、流速及管道的幾何尺寸所影響，在層流區的熱傳主要受流道深 寬比與水力直徑所影響。以上有關單相強制對流熱傳導實驗之實驗條 件與關係式列於表1-2中。 1-2-2 沸騰熱傳分析 沸騰要發生，加熱壁的過熱度必須高於成核最低要求。Bergles & Rohsenow[9]發展出適用於水的沸騰起始條件經驗公式: 0.0234 1.156 ONB ONB sat w 0.463P 1082P q" 0.556 ) T -(T ⎥⎦ ⎤ ⎢⎣ ⎡ = P為系統壓力，單位為bar，適用範圍1~138 bar。 Bergles，Bakhru 及Shires[10]在矩形管道內作單邊加熱面的次冷 流動沸騰實驗發現，加熱管道內的次冷流動沸騰，一般都能建立沸騰 曲線，且與流速以及次冷度均無相關性，作者認為流體熱物理性質、 壓力值與表面光滑度是影響沸騰熱傳較重要的參數。
Maddox與Mudawar[3]以FC-72為工作流體，在垂直矩形管道內流 經光滑表面與熱傳增強表面(低輪廓微釘結構)作單相及次冷流動沸騰 實驗，探討流速、次冷度及熱傳增強結構對單相熱傳、核沸騰及臨界 熱通量(Critical Heat Flux - 臨界熱通率)的影響，其實驗所歸納 出的結果有下列三點： (1) 流速的增加與表面的增強結構會使單相熱傳係數增加，同時亦減 小沸騰遲滯現象。 (2) 在接近臨界熱通率區，流體的次冷度明顯地增強了熱傳性能。 (3) 流速的增加可以增強單相熱傳及核沸騰區的熱傳，但對臨界熱通 率的影響卻相對較小。 Mudawar與Maddox[11]所做的實驗中以FC-72為工作流體，觀察單 一12.7mm × 12.7mm加熱晶片在截面積12.7mm × 38.1mm的垂直矩形 管中的流動沸騰現象，並由實驗結果歸納出以下四點 (1) 流速對於熱傳係數的影響，在單相強制對流區與部分沸騰區有 明顯的增強效果，但是在完全沸騰發展區則逐漸失去影響力。 (2) 增加流速使得達到臨界熱通率所需的熱通量增加，作者認為這是 因為流速 的增加可以減少氣泡層(bubble layer)對加熱面的 覆蓋，並增加流體與加熱面的接觸而延遲臨界熱通率的發生。 (3) 臨界熱通率的發生在低流速區是因連續性的氣膜覆蓋整個加熱
面，使其下的次液膜(liquid sublayer)乾化所導致；在高流 速區則是由於加熱面上的液柱與平行於加熱面的氣膜間的赫爾 霍茨(Helmholtz instability)所導致。 (4) 次冷度的增加使得沸騰起始以及臨界熱通率所需要的熱通率增 加，Sturgis與Mudawar [12]認為這是因為溫度較低的液體會延 遲沸騰氣泡的產生並且加速生成氣泡的凝結所導致。 Heindel等人[13]以水平矩型管為測試流道，熱源為同軸排列的10 顆加熱晶片，實驗範圍次冷度為5℃至43℃，流速0.1m/s至1.0m/s，流 道高度3.58mm至6.96mm，工作流體為FC-72，作者劃分出部分沸騰區 與完全沸騰區在沸騰曲線圖上的判別依據，並且發現在單相強制對流 熱傳至沸騰熱傳的轉移過程中，具有兩種不同的轉移模式： (1) 第一種模式中沸騰是突然性的發生，氣泡劇烈的在整個加熱面上 形成，在沸騰曲線圖上則可觀察到明顯的沸騰延遲現象(Boiling Hysteresis)。 (2) 第二種模式中沸騰的發生則是局部性的由下游處的加熱表面開始 生成，氣泡所覆蓋加熱面的面積隨著熱通量的增加而往上游逐 漸成長，其沸騰延遲的現象不明顯，在沸騰曲線圖上則呈現平滑 成長的曲線。 作者提到此兩種模式的產生無法由流速、次冷度、流道高度或加
熱面位置所決定，是一種隨機發生的現象，類似的沸騰起始現象在 Danielson 等人[14]與You 等人[15]所做的飽和池沸騰實驗報告中也 有提及。 其他關於沸騰起始現象觀察的文獻中，Samant 與Simon [16]提 到，次冷度與流速的增加會減小壁面過熱以及沸騰延遲現象，他們實 驗的工作流體為FC-72，測試流道為水平矩形管。 Tso、Tou 和Xu[17] 以FC-72為工作流體，將四顆10mm x 10mm的模擬晶片排列放置在垂 直矩形管道內作次冷流動沸騰實驗，並控制次冷度範圍在15℃至 33℃，流速範圍為4.2cm/s至78cm/s (ReL=1000 ~ 30000)，實驗結果同 樣發現流速及次冷度的改變在部分沸騰區具有顯著的影響，增加流速 及次冷度會使壁面溫度降低，成因可能是發熱元件附近流體擾動的增 強與熱邊界層的形成以及元件的單相熱傳係數的提昇，另外作者提 到，臨界熱通率在高流速區域會隨次冷度與流速增加而增加，但流速 對臨界熱通率的影響只有在流速大於20cm/s (Re=9700)時被觀察到。 相對地，Gersey與Madawar[5]發現角度參數的變化只有在流速低於 50cm/s (Re=14600)時，才會影響臨界熱通率以及沸騰區的熱傳機制， 增加次冷度也會降低角度對熱傳機制的影響，實驗結果並歸納出垂直 向上的流動角度對於提高臨界熱通率有較佳的效果，而加熱面在上 方，水平流動的角度則效果最差，Zhang等人[18]在相同的實驗中，
也提出了相符的論證。 有關於管徑尺寸對於熱傳機制影響的文獻中，Palm[19]針對圓形 微小管道內熱傳機制相關文獻作整理歸納。其結論如下： (1) 大管徑流道與小管徑流道(小於1mm)兩相熱傳特性的差異性， 主要在於表面張力對後者的影響頗大，而重力則較不具影響。 (2) 當流道直徑小於4mm 時，流動沸騰的主要熱傳機制為核沸騰， 而池核沸騰熱傳關係式則可用來預測流動沸騰熱傳係數。 (3) 當流道直徑小於1mm 時，會有偽沸騰(fictitious boiling)發生，其 成因被認為是因為在管徑小於氣泡成核尺寸時，雖然流體已達飽 和或過熱，卻因為氣泡無法順利成長，而觀察不到沸騰的發生。 Kandlikar[20]針對在圓形微小管道內的沸騰熱傳相關研究作統整 與實驗，歸納並定義出管道尺寸的對應關係： (1) 傳統管道(Conventional Channels)- 大於3mm (2) 小管道(Minichannels)- 200μm 到 3mm (3) 微管道(Microchannels)- 10μm 到 200μm 關於FC-72中含有非凝結氣體的相關實驗中，Wu 和Simon[21]探 討在小的加熱區域中，介電液內不凝結氣對於次冷流動沸騰的影響， 實驗顯示FC-72 在含有非凝結氣及除氣後的不同狀況下，沸騰曲線在 低熱通量時會有明顯的差異，在高熱通量時則會趨於一致，其原因為
接近壁面的液膜在高熱通量時會被加熱面所除氣，但即使在高熱通量 部分的沸騰曲線受不凝結氣的影響不大，其臨界熱通量仍然降低了將 近10%。 1-2-3 氣泡特性與流譜分析 Thorncroft、Klausner 和Mei[22]以FC-87為工作流體在垂直矩形管 道內作向上與向下之次冷流動沸騰實驗觀察氣泡的生成與脫離，並量 測氣泡的偏離直徑(departure diameter)與脫離直徑( lift-off diameter)， 作者將實驗結果歸納成下列四點： (1)對向上或向下的流動型態，其氣泡的運動特性明顯不同，在向上 流動的情況下，氣泡會偏離成核位址並沿加熱壁面滑動，而且一 般並不會脫離加熱壁面，如圖1-1所示；向下流動的情況，氣泡 則是在成核位址上直接脫離壁面或沿壁面滑動後再脫離壁面，如 圖1-2所示。 (2)對向上或向下流動的情況，氣泡的生成率皆會隨Jacob 數增加而 增大，而加大質通量則會使氣泡生成率降低，作者認為這是因為流 體處於次冷狀態，質通量的增加會增強氣泡頂端的冷凝現象。 (3)不論是向上或向下流動狀態，氣泡的偏離直徑會隨Jacob 數增加 而增大；質通量的增加則會導致氣泡偏離直徑減小。 (4)在向下流動的狀態下，增加質通量會使氣泡的脫離直徑減小。
Gersey 與Mudawar[23]利用高速攝影機拍攝擷取FC-72在截面積 10mmx5mm的矩形流道中的沸騰情形，並以10mm、30mm、110mm 三種長度的加熱片作比較，經由流譜的觀察探討以下氣泡在臨界熱通 率附近的特性：
(1) 當加熱測試晶片至接近臨界熱通率時，如圖1-3，加熱面上會產生 蒸氣波浪層(Wavy Vapor Layer)使得加熱面乾化，但是在蒸汽波浪 的谷底部位，會餘留一些作者稱做濕潤線(Wetting Front)的不連續 的液體接觸面。根據觀察指出，濕潤線的間距會沿流動方向下游 成長，變為上游端起始的赫爾霍茨波長之倍數，在長度110mm的 加熱片的中游處，間距波長會成長趨近為一定值，且其值為起始 波長的四倍，如圖1-4所示。 (2) 由於蒸氣層間距的成長，濕潤線在下游處會減少使得加熱面與液 體接觸面減少，因此較長的加熱片下游處的壁面在接近臨界熱通 率時溫度會相對地提高，此一效應也使得10mm 的加熱片臨界熱 通率值最高，其次順序為30mm與110mm。 (3) 臨界熱通率的觸發是由上游端的劇烈沸騰使得濕潤線被翻騰的氣 泡破壞所導致，臨界熱通率起始時上游端被蒸氣覆蓋，接著覆蓋 面快速的發展向下游處推進，直至整個加熱面被蒸氣層所掩蓋， 如圖1-5所示。
Christopher與Mudawar[24]接續Gersey與Mudawar[23]所做的實 驗，並以更佳的拍攝模組，進一步觀察FC-72在接近臨界熱通率處的 蒸氣波浪層，並改為拍攝流道的側向面，所擷取出的畫面更清楚的傳 達氣泡的特性與成長過程。如圖1-6所拍攝之氣泡成長流譜中，作者 針對3℃與29℃兩種次冷度，比較他們在不同加熱通量下的特性，在 次冷度3℃且低熱通量的情況下，所形成的氣泡多為小而分散，對於 液體的回填沒有構成太多的阻礙，但是隨著熱通量增加，氣泡開始互 相結合形成較大的氣塊，當熱通量達到臨界熱通率熱通量75%時，相 結合的氣塊大範圍的覆蓋加熱面，最後在接近臨界熱通率處形成蒸氣 波浪層，大幅阻礙液體回填至加熱面，只留下與濕潤面的接觸而得以 散熱。液體次冷度為29℃的氣泡成長模式與次冷度3℃的非常相似， 但是因為流體的低溫抑制氣泡產生並且加速生成氣泡凝結，氣泡層的 高度較為低且發展也較慢。另外作者發現在臨界熱通率附近除了傳統 波浪狀(wave-like)的氣泡，還有一種突伸氣泡(Overhanging Vapor)的 產生，如圖1-7所示，此類型的氣泡大多在接近飽和態時出現。
表1-1 介電液 FC-72 於一大氣壓之物理性質。
Properties FC-72 Average Molecular Weight 340 kg / kgmole
Critical temperature，Tcrit 178℃
Saturation temperture，Tsat 56.6℃
Density of liquid，ρl 1600 kg / m3
Density of vapor，ρv 13.39 kg / m3
Heat of vaporization，hfg 94790 J / kg
Thermal conductivity of liquid，kl 0.0538 W / m • k
Specific heat of liquid，Cpl 1102 J / kg• k
Thermal diffusivity of liquid，αl 3.064 ×10-8 m2 / s
Kinematic viscosity of liquid，vl 2.729 ×10-7 m2 / s
Prandtl number of liquid，Prl 8.900
Coefficient of thermal expansion of liquid，βl -0.001639K-1
Surface tension of liquid，σl 0.008348 N/m
Dielectric constant，25 ( 1KHz )℃ 1.76 Dielectric Strength，KV (2.54mm gap ) 42
Solubility of Air
表 表 表 表 1-2 單相熱傳關係式。 文獻 工作流體 關係式 Incropera et al. [2] 水與FC-77 0.13Re0.64Pr0.38( / )0.25 h o D L Nu = µ µ Maddox et al. [3] FC-72 0.608 0.33 Pr Re 237 . 0 L L Nu = Heindel et al. [4] 水與FC-77 0.33 0.33 Pr ReL L C Nu = 32 . 1 ~ 89 . 1 = C Gersey et al. [5] FC-72 0.614 0.33 Pr Re 362 . 0 L L Nu =
Samant and Simon [6] R-113與FC-72 0.58 0.5
Pr Re 47 . 0 H H Nu =
(a) (b) (c) 圖1-1 Thorncroft et al.[20]向上流動的型態中，氣泡偏離成核位址並沿 加熱壁面滑動。(a) 成核位址；(b) 成核位址15mm下游處；(c) 成核 位址30mm下游處。 (a) (b) (c) 圖1-2 Thorncroft et al.[20]向下流動型態中，氣泡偏離成核址並脫離壁 面滑動。(a)G=246kg/m2s；(b)G=315kg/m2s；(c) G=666kg/m2s。
圖 1-3 Gersey et al.[21]不同長度加熱片中 FC-72 向上垂直流動且接近 臨界熱通率時之液汽作用現象。(a)10mm；(b)30mm；(c)110mm。
圖 1-5 Gersey et al.[21]加熱面上游端的濕潤線消逝，蒸氣覆蓋層(黑影 部分)快速向下游發展。
(a) (b)
圖 1-6 Christopher et al.[22] FC-72 流動沸騰實驗在不同次冷度下，氣 泡隨熱通量增加所表現之特性。(a)次冷度為 3℃；(b)次冷度為 29℃。
(a) (b)
第二章 實驗系統與參數計算
2-1 實驗設備 本實驗以面積10mm×10mm之加熱面模擬電腦晶片模組，並採用 介電液FC-72為工作流體，以流動沸騰方法針對模擬晶片在水平矩形 狹窄流道內之流動沸騰現象做觀測與分析，實驗設備共分為: 輔助系 統、流體循環系統、測試段系統、預熱循環系統、冷卻循環系統、數 據擷取系統及影像擷取系統，如圖2-1所示。 2-1-1 輔助系統 一、除氣系統 本實驗主要針對純FC-72液體在流動沸騰狀態下做熱傳特性分 析，由於FC-72在常壓下會溶解大量空氣，且溶入的非凝結氣會在工 作流體尚未達到飽和狀態時就先形成氣泡，並改變流體熱物理性質， 造成實驗數據與結果偏差，所以FC-72灌入系統之前必須先做除氣的 動作。除氣系統主要是由不銹鋼容器、冷凝器和排氣閥所組成之裝 置，除氣時先將除氣系統和介電液循環系統的通閥鎖緊，然後將介電 液灌入不銹鋼容器內，以直流電源供應器加熱使介電液沸騰，將沸騰 蒸發的介電液蒸氣與受熱氣化的非凝結氣體通入冷凝器中，然後經由 排氣閥排放至大氣中，在冷凝器中所凝結成液態的介電液則回流至容 器中。如此循環持續進行，直到常溫下所量測到的飽和溫度為56.6℃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 輪分子幫浦抽氣，將系統壓力抽至 torr以下之後，關緊所有通閥並 -3 10 -5 10 將除氣過的FC-72導入系統即可。 三、影像擷取系統 在進行流譜觀測時，使用高速數位相機透過測試段觀測視窗，紀 錄沸騰過程與氣泡特性。使用相機之型號為富士S602 zoom，快門速 度可達1/10000秒，最高儲存像素為六百萬畫素之影像，其近拍距離 可達10mm。 2-1-2 流體循環系統 如圖2-1所示，流體循環系統為介電液流動的循環管路，其元件包 含：液汽貯存槽、流體驅動泵浦、儲壓器(Accumulator)、電子式流量 計、預熱段與冷凝段。系統之循環步驟為介電液自液汽貯存槽流出， 經由泵浦驅動後流入流量計量取流量值，再經過預熱系統將介電液加 熱，固定工作流體進入測試段前所需達到的次冷或飽和度，流體進入
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 環系統做熱交換，將液汽貯存槽中的高溫介電液蒸氣冷凝至液相，以 確保進入流量計的介電液為液態，以上形成一個循環系統。在泵浦出 口下游處裝有一旁通迴路，可以進行流量的控制調整，系統壓力藉由 管路閥口與幫浦的調整，控制在一大氣壓，另有一儲壓器外接一氮氣 桶，藉以穩定整個環路的壓力。本系統所使用的介電液泵浦為Cole- Parmer微型齒輪式泵浦，透過泵浦提供介電液循環的動力，藉由改變 馬達轉速來調整其輸出的流量，流量的控制亦可由針閥手動調整及利 用旁通迴路將多餘的流量導回液汽貯存槽。 2-1-3 測試段 本實驗之測試段組成如圖2-2所示。測試流道為一長600mm、截面 為寬10mmX高2mm的矩型狹窄流道，是由上下兩層的玻璃纖維環氧 基板所組成。上層板長作為可視化視窗，用以觀察介電液於管道內氣 泡成長的情形並可拍攝流譜，上板在測試流道兩端各有開孔連接環路 做為測試段的進出口。下層板是作為主流道用，在下層板上銑出一長 600mm、寬10mm、深2mm的溝槽，與上層板組合後即為實驗之測試 流道。在下層板的流道表面距離進口端540mm處，有一用以模擬電腦 晶片之長10mm、寬10mm之加熱面，提供實驗所需的熱通量，而在距 離進口端530mm處，埋設ㄧ熱電偶以量測流體進口溫度Tin。加熱晶片
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 出一長10mm、寬10mm且貫穿下層板的通道，然後置入長10mm、寬 10mm、高5mm，材質為無氧銅之銅塊，並且在與玻璃纖維環氧基板 的接觸面上，塗上耐高溫矽膠用以黏著固定與防止液漏，在銅塊工作 表面下方2mm處各埋有四根熱電偶，用以推算加熱後銅塊與液體接觸 面的溫度；銅塊的下表面與下層板之下表面貼齊，並在銅塊下表面處 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。 2-1-4 模擬加熱晶片 本論文加熱晶片之加熱工作表面共有兩種結構，分別為平滑加熱 面與鰭片加熱面，圖2-4(a)為平滑加熱面之模擬晶片，其工作面長寬 為10mm×10mm，工作表面經研磨拋光處理後，貼齊流道面置入測試 流道；鰭片加熱晶片以铣刀在表面铣出五組寬1mm、高0.5mm之長型 鰭片，其溝槽以平行流體流動之方向置入測試流道，表面上之鰭片則 突出於流道面。表2-1與表2-2分別為平滑加熱面與鰭片加熱面之晶片 表面粗糙度，量測方法以表面粗糙度計(Surfcorder，SE1700)量測，其 中粗糙度顆粒單位為µm，探針前進探測的速率為0.050mm/s，探針量 測方向分別為Ra及Rz，表面粗糙之定義如附錄一所示。
2-1-5預熱循環系統 本實驗系統預熱系統的功用主要為控制介電液在進入測試段前 的次冷度。預熱系統是在預熱段的介電液環路外以一封閉式的儲水容 器外接一高溫恆溫槽作熱交換，其控溫範圍為0℃至100℃，並可以內 建的控溫程式維持定溫狀態，在預熱系統外部緊密包覆傳導係數極低 的隔熱棉以防止熱量的散逸。 2-1-6 冷卻循環系統 冷卻循環系統主要由一恆溫槽與液汽貯存槽所構成，其工作流體 為水，用以控制系統壓力及冷凝介電液蒸汽。介電液自測試段流出後 為液氣兩相共存的狀態，而此系統則可用來與液汽貯存槽內自測試段 流出的高溫蒸汽進行熱交換，將液汽貯存槽的介電液蒸氣冷凝至液 態，以確保進入流量計的介電液為液態。 2-1-7 數據擷取系統 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％。 ) (kgf/cm2 二、差壓計：測試段加熱區域前後壓降量測，採用FOXBORO公司 IDP10差壓計，經調整歸零後誤差值為±0.1％。 三、熱電偶：測試段表面溫度的量測則採用Omega T-type熱電偶，其 基本誤差為0.5℃，經過校正後誤差可達0.2℃。 壓力轉換器、差壓計輸出訊號均為4~20mA，由於數據擷取系統只 能讀取電壓值，故將壓力轉換器及差壓計分別並聯250W的標準電阻 (絕對誤差±0.5％)以獲得1~5V的電壓值。熱電偶的校正是以HP2804A 型 石 英 溫 度 計 為 基 準 ， 量 取70點恆溫槽水溫而得的校正曲線。 2-2 實驗方法及步驟 2-2-1 實驗前準備工作 一、環路測漏 將環路的各部位鎖緊，灌入高壓氮氣使環路中絕對壓力達3大 氣壓，經由壓力轉換器量取系統內壓力記錄，靜置24小時後再次量取 系統內壓力並與先前紀錄之壓力值比對，以確定液汽貯存槽及整個環 路是否有洩漏，若壓力的減少超過0.5 kPa/hr，則表示環路尚未接妥或
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 前述測漏步驟直到確定環路無洩漏之虞。 二、環路抽真空 確定系統無洩漏後放掉氮氣，將液汽貯存槽及整個環路以本實驗 室的ULVAC真空幫浦抽真空至內部壓力達 torr，以減少液汽貯存 槽及環路內殘存的不凝結氣體。 -5 10 三、介電液除氣 除氣的步驟先將除氣系統和介電液循環系統的通閥鎖緊，然後將 介電液灌入不銹鋼容器內並以直流電源供應器加熱，使容器內之介電 液劇烈沸騰，介電液蒸氣伴隨釋出的空氣至冷凝器，與一逆流的冷卻 系統(Reflux Chiller)進行熱交換冷凝成液體回流至容器中，殘存空氣 則由排氣閥伴隨著些許的介電液蒸汽排放至大氣中。如此循環進行約 30分鐘，至常壓下飽和溫度誤差值在0.1℃以內為止，藉由上述步驟 消除液體中之不凝結氣體後，最後將除氣後的介電液灌入已抽真空的 液汽貯存槽內即可開始進行實驗。 2-2-2 實驗量測與流譜拍攝步驟 一、開啟資料擷取系統與電源供應器，啟動冷卻系統之恆溫槽並設定 溫度，使液汽貯存槽之介電液達到工作狀態。 二、當恆溫槽達到設定溫度後開啟介電液泵浦，並視介電液流量大小
調整旁通量。 三、設定預熱系統之恆溫槽溫度以控制介電液進入測試段時之飽和態 或次冷度。 四、開啟加熱系統，慢慢調整電壓、電流，使電壓和電流緩緩增加， 並達到一固定值，此時測試表面溫度亦會慢慢上升，在同時為保 持測試段之飽和壓力為固定，必需調節管路通閥與幫浦輸出之流 量，來維持測試段為特定壓力。 五、等到系統達到所要求壓力下之穩定狀態後，記錄當時之測試段之 飽和壓力、飽和溫度、介電液流量、入出口液體溫度、熱通量值 及測試表面溫度，再同時由視窗觀察流道內的沸騰現象。 六、由觀察視窗進行流譜觀察，用高速CCD相機配合打光器在近拍模 式下進行拍攝，相機快門設為1/10000以記錄快速流動之氣泡， 光圈設為適當大小避免過暗或過量，另外成像之ISO值調整至最 低以利拍攝品質，拍攝完成後將影像輸入電腦進行亮度、對比度、 銳利度、色調分布、裁切等後製處理，以取得最佳的圖像。 七、實驗結束後，依反步驟一一將各單元系統關閉。 2-3 實驗參數計算 2-3-1 工作壓力 測試段壓力P ，其定義為測試段進口之壓力值即
in P P= (2-1) 其中測試段的壓力差值ΔP則為進口壓力值減掉出口壓力值。 sub sub sat sat in sat out in P P P = − Δ (2-2) 2-3-2 次冷度的計算與飽和狀態的判定 在進行次冷流動沸騰時，必須控制介電液在進入測試加熱段前維 持在特定之次冷度 ，而 定義為測試段的飽和溫度與其進口溫度 的差值，即 T T in sat sub T -T T = (2-3) 其中之飽和溫度T 乃由測試段壓力經由程式運算對應換算出來的值
( )
P T T = (2-4) 然而本實驗控制壓力值固定在一大氣壓，其飽和溫度為56.6℃，故 C ° =56.6 Tsat 而飽和流動沸騰的實驗條件則是要求介電液在測試段入口為飽和狀 態，即 T T = (2-5) 2-3-3 熱損估算 測試晶片下方用以絕熱之鐵氟龍塊雖然熱傳導系數小，但是當加 熱片溫度升高時所產生的熱除了提供測試晶片加熱外，依然會有部分熱經由鐵氟龍散失，無法達到完全絕熱之效果。為了預估這些熱損失 量，利用熱傳分析軟體(Flotherm)計算出在各種狀態下，測試加熱段 經由鐵氟龍塊所損失的熱量，分別求得測試晶片溫度在40℃、60℃、 80℃以及 100℃時之熱損失量，並且環境條件設定在一大氣壓與室溫 30℃。分析結果如圖 2-5 之溫度分佈與圖 2-6 之熱損失值所示，將鐵 氟龍四邊壁面之熱損總和以 表示之，而鐵氟龍下方壁面之熱損以 表示之，則總熱損Q 為 side Q bottom loss side loss total Q bottom Q Q Q = + (2-6) 並可計算出在各加熱量Q 時的熱損失比ε 為 total loss Q Q = ε (2-7) 其中 為電源供應器上輸出之功率值，由於薄型電加熱片其電阻值 會隨溫度與輸出功率變化，故以電流I 與電壓 V 之乘積做計算： total Q V I Qtotal = × (2-8) 最後分析結果其中流速、次冷度與熱通量越大則熱損失的比例會 越小，在雙相熱傳區域的熱損失也會較單相熱傳區域小非常多，而熱 損失比最大的狀態下(雷諾數 2036，次冷度 10℃，低熱通率時)其值僅 約2%，且整體平均的熱損失比約 0.3%，由於其值非常小因此對實驗 之準確度不會造成影響，在實驗的計算與紀錄中熱損失將予以忽略 不計。
2-3-4 熱通量 加熱銅塊厚度只有5mm 且以熱傳係數極低之玻璃纖維環氧樹脂 包覆，因此忽略加熱面至工作面之側向熱損，工作面之實際加熱通量 為 actual " q s chip total actual A Q q , ) 1 ( " = × −ε (2-9) 其中Achip,s為加熱片工作面積 2-3-5 表面溫度 在測試流道下方，距離測試片表面t處平面上，埋有四支熱電偶， 先將此四支熱電偶所測量出的溫度 、 、 與 之算術平均值做為 加熱片面下方平均溫度 : 1 T T2 T3 T4 ave T 4 T T T T T 1 2 3 4 ave + + + = (2-10) 因為熱電偶埋藏於測試流道表面下，故測試流道的平均表面溫度 需用傅立葉(Fourier)熱傳導定律加以修正： t k × = actual ave wall q" -T T (2-11) 其中t 為熱電偶至測試片表面的距離，k 為測試片的熱傳導係數。 2-3-6 熱傳係數 次冷熱傳係數h (W/cm2 K)在本實驗中定義其參考值為： sub ⋅ ) T -(T q" h in w actual sub = (2-12)
w h h e h e T 與Tin分別為測試段的平均表面溫度和工作流體的入口溫度。 2-3-7 水力發展長度 水力發展長度L 之計算由表(2-3) D 0.075R L = (2-13) 其中Dh為水力直徑，R 為慣性力與黏滯力比值之無因次參數 p 4A D c h = (2-14) c A 為流道截面積，p為截面積周長。 套入本實驗系統之邊界條件計算後，可求得本實驗系統之水利發 展長度須大於500mm。 2-3-8 管路設計之影響參數 本實驗系統之管路設計如圖2-2所示，工作測試流道之尾端出口處 係由水力直徑3.33mm之矩形流道，以 之角度向上銜接至一直徑為 10mm之圓管出水口流道，即交接處為一垂直彎曲之管路，而實驗系 統中測試加熱面距離此交接處為40mm。考慮垂直彎曲管路在迴流與 擾動等效應下對測試加熱面所造成之影響，本實驗使用計算流體力學 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 o 90
示，圖中紅色部分代表流動速率最高，且速率依紅、橙、黃、綠、藍、 靛、紫之代表色呈遞減，而圖中箭頭則代表流體流動方向，箭頭之長 短即代表該方向速度分量之大小。 計算結果如圖2-7與圖2-8所示，流 體在垂直向上的出水口流道中會有明顯的速度下降與渦流擾動等現 象產生，但測試流道中之流體在接近管路彎曲處，則僅有因管路向上 彎曲使得流體抬升以及管路漸擴所造成的速度變化，而觀察不到任何 擾動之現象，流體抬升與管路漸擴對測試流道中流動現象所造成的影 響僅有約6mm之範圍。管路的彎曲結構之所以對測試流道所造成的干 擾不大，主要原因是因為兩管交接之垂直轉彎部位為一漸擴之結構， 即孔徑小的測試流道擴張成為孔徑大的出水口流道，使得此交接區域 之壓力與流速驟降，因而不易往回對小孔徑測試流道造成擾動，因此 本實驗可合理假設測試加熱面在距離出水口端40mm的距離下，其垂 直彎曲結構並不會對測試加熱面造成影響。 2-3-9 不準度分析 根據Moffat[25]之實驗不準度分析方法，實驗各參數之不準度分析 結果如表2-4。
表2-1 平滑加熱面表面粗操度
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 2-5 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℃。
第三章 狹窄矩形流道平滑加熱面之沸騰熱傳與氣泡特性
分析
本章節內容主要探討狹窄矩形流道內，FC-72 在平滑加熱面之次 冷流動沸騰熱傳與氣泡特性。實驗之控制參數與其應用依據如下： (1) 加熱片工作面積 10mm×10mm，模擬電腦晶片原件之尺寸； (2) 流道截面積 10mm×2mm，水利直徑 h=3.33mm，探討狹窄形狀 e D 流道對沸騰熱傳特性之影響； (3) 實驗流道在測試加熱面前之工作長度為 540mm，對應實驗最高雷 諾數，使其長度足以形成完全發展之流動狀態； (4) 質通量範圍在66.6至266.6 kg/m2s，對應雷諾數R =500~2000， 探討層流狀態下之流動沸騰熱傳； (5) 流體次冷度為 10℃至 30℃，對應流體溫度為 46℃至 26℃，考慮 實際應用時之設計，探討工作溫度在室溫及加熱後之溫度至接近 飽和溫度，建立完整之流體溫度效應資料； (6) 實驗壓力控制在一大氣壓，對應 FC-72 之飽和溫度為 56.6℃。 在後續的討論中，FC-72 的沸騰熱傳特性將以沸騰曲線來表達， 描繪出在不同狀態下，加熱通率與壁面過熱度的關係，並且對應不同 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。3-1 狹窄矩形流道平滑加熱面之沸騰曲線探討 圖3-1 之沸騰曲線圖，描繪出 FC-72 在狹窄矩型管道中之次冷流 動沸騰的基本模式，其管路為截面積10mm×2mm 之狹窄矩型管，雷 諾數 ( )，次冷度為 30℃，圖 3-2 則為對應沸騰 曲線圖中以數字所標註之各點的沸騰氣泡流譜圖。 2036 Re= 266.6 kg/m2s
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 份發展核沸騰區中，沸騰曲線常會不穩定的向左或向右偏移，這是由 於成核址的成長不穩定所造成，當成核址活化不完全時，沸騰曲線會 向右發展而壁溫為偏高，然而當成核址大量活化時，壁面溫度則會下 降使沸騰曲線向左發展。經由多次的測試實驗發現，部份發展核沸騰 區即使在相同的實驗條件下，也少有完全相同的兩條沸騰曲線。熱通 率增加到了C 點處後，成核氣泡覆蓋整個了加熱表面，形成了完全發 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 成氣泡在此區域中出現結合現象，到了 D 點處由於結合氣泡的體積 龐大，發展受到狹窄管道的間隙高度限制壓迫，開始向下發展至加熱 表面，阻礙流體在沸騰後回填至加熱表面，因而在加熱表面上產生局 部性的覆蓋氣膜，開始偏離核沸騰機制，並使得熱傳系數開始下降， 如圖 3-2 中之第 7 圖。 隨著加熱通率上升，氣體劇烈地產生，氣膜 對加熱面的覆蓋越加旺盛，到了E 點處，因液體的回充嚴重受到氣膜 阻礙，此時散熱通率遠低於加熱通率，氣膜因此完全覆蓋了加熱表面
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 發生前開始減低加熱通率(虛線)，則氣泡的成核密度隨之減小，但是 由於加熱面上的成核址已成熟發展，成核址會保持均勻分布在整個加 熱面上，如圖 3-2 中之第 9~12 圖，因此在部分沸騰區的成核址密度 也將較熱通率上升時的情況為高，使得壁溫相對較低而沸騰曲線向左 偏移，到了F 點核沸騰停止，熱通率下降與熱通率提升之沸騰曲線重 合，熱傳機制恢復為單相熱傳，如果再次堤供相同條件加熱壁面溫 度，則將得到上述相同之結果。 3-2 次冷度對於平滑加熱面狹窄矩型管中流動沸騰的影響 次冷度對於狹窄矩型管中流動沸騰的影響，在此章節中以沸騰曲 線圖、熱傳係數-熱通率關係圖與流譜圖做深入的探討與分析，並且 為了簡化圖示使其更清楚表達，關係圖中只標示熱通率由低往高提升 的關係曲線。 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 ) 時，不同次冷度條件下的流動沸騰情形。在低熱通率時主要的熱傳機 制為單相熱傳，此時相同的加熱通率下壁溫隨次冷度不同呈現明顯差 異，並維持此顯著差異直至沸騰起始點；當沸騰現象開始產生後，不 同次冷度的沸騰曲線開始相逼近，在相同的加熱通率下壁溫差距逐漸 s m kg/ 2
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 後，沸騰曲線互相重合，此時次冷度的改變對壁溫幾乎不造成影響， 這是因為相變化的潛熱遠大於單相熱傳中液體溫度提高所需要的熱 量，因此在完全核沸騰區，提高不同次冷度流體至其相同溫度所消耗 的熱，遠小於劇烈相變化反應所消耗的潛熱，因此在完全核沸騰區所 觀察到不同次冷度狀態下的沸騰曲線差異不大；另外藉由圖3-3(a)、 3-3(b)與 3-3(c)之沸騰曲線可以發現，在相同的流速下核沸騰起始時 的壁面過熱度(起始過熱度)維持在一定值，例如雷諾數為 2036 時，不 同次冷度流體所測得之起始過熱度都接近在 5.9℃；雷諾數為 1018 時，不同次冷度流體所測得之起始過熱都接近在7.3℃；雷諾數為 509 時，不同次冷度流體所測得之起始過熱都接近在 8.1℃，因此可以觀 察出起始過熱溫度不受次冷度之影響。由上述之觀測可歸納分析出， FC-72 在平滑加熱面狹窄矩型流道中，相同流速下核沸騰的起始溫度 會維持在一定值，流體次冷度的不同雖然會改變沸騰起始的熱通量， 但沸騰起始所需要的壁面溫度會維持在一定值。雖然次冷度在完全發 展核沸騰區對熱傳機制之影響不大，但是其對於生成氣泡凝結的效 果，卻對臨界熱通率具有重要的影響力，這是由於臨界熱通率在狹窄 流道中的主要成因是相結合的成核氣泡受管路壓迫，向下發展至加熱 表面形成氣膜而偏離核沸騰所導致，然而次冷度較高的流體可促使氣
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， 次冷度為 10℃、20℃、30℃時，臨界熱通率分別為 229 、 267 、312 ；在雷諾數為 509 的情況下，次冷度為 10℃、 20℃、30℃ 時，臨界熱通率分別為 208 、253 、 309 。 圖 3-4 將本實驗流體雷諾數在 2036 時，不同次冷度條 件下的流動沸騰情形，與 Tso[17]等人之實驗結果做比較。 Tso 等人 係以水力直徑13.3mm 之垂直矩形流道，觀察 FC-72 在雷諾數為 2000 時，不同次冷度條件下對沸騰曲線之影響， Tso 等人之實驗結果與本 實驗相較之下相符度非常高，兩實驗結果皆具有相同熱通率下次冷度 越高壁面溫度越低，以及在完全發展核沸騰區不同流體次冷度對熱傳 機制所造成影響微小之特性，但Tso 等人所觀察到的沸騰曲線較本實 驗向上偏移，而流道尺寸與流動方向的不同，為可能造成此偏移的主 要原因，但是兩實驗在完全發展核沸騰熱傳區之沸騰曲線相互重合， 其結果表示流道尺寸與流動方向的差異，在完全發展核沸騰熱傳區所 造成的影響不大，此結果和Gersey 與 Mudawar [5]所提出之論點相同。 ) (kw/m2 (kw/m2) (kw/m2) ) (kw/m2 ) (kw/m2 (kw/m2) ) (kw/m2 (kw/m2) ) (kw/m2 雖然次冷度在單相熱傳時對壁溫的影響非常大，在沸騰發生後影
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 (G =133.3kg/m2s)與 509(G=66.6kg/m2s)時，不同次冷度條件下的熱傳 係數關係。在沸騰發生前，三種次冷度的熱傳係數非常接近且成長幅 度不大，若是將尺度放大檢視，雖然可以看出其差異與成長幅度，但 是其差異幅度在整個沸騰區線上的比例極小，顯示出流體次冷度的差 異在單相熱傳導區，對其熱傳係數的影響不顯著，但是在沸騰發生後 值得特別注意的是，此時次冷度較高之流體會反映出較低的熱傳係 數。這是因為所定義的熱傳係數為壁溫與流體溫度差的反比，當次冷 度隨著核沸騰的發展對壁溫失去影響力，使壁溫在不同次冷度下相差 不大時，次冷度越高即流體溫度越低，其熱傳係數就會越低；換個角 度解釋，當次冷度隨著核沸騰的發展對壁溫失去影響力時，提高次冷 度卻無法有效降低壁面溫度，即代表流體次冷度較高的情況下其效率 較差熱傳係數較低。 圖3-6(a)、(b)與(c)分別表示雷諾數在2036、1018與509時，不同次 冷度狀態下之氣泡流譜圖，圖中分別依其臨界熱通率大小，取臨界熱 通率值的25%(低熱通率)、50% (中熱通率)、75%(高熱通率)、99%(趨 近臨界熱通率)的流譜圖以利分析比較。觀察與比較後發現在低、中
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 氣泡脫離半徑 (dp)則是隨次冷度減小而增大，以雷諾數在2036時為 例，低熱通率時次冷度10℃之成核氣泡平均脫離半徑約為次冷度30℃ 的1.32倍，在中熱通率時約為1.53倍，顯示出次冷度越高則對氣泡成 長尺寸的抑制效果越大，並使氣泡尺寸隨熱通率成長的幅度較小，這 是因為高次冷的流體具有較低的溫度，可較有效促使生成氣泡的凝 結，縮減生成氣泡之尺寸，因此在氣泡脫離加熱區域後可觀察到，高 次冷度下的氣泡開始變小甚至消失，而低次冷度下氣泡的縮減則較為 不明顯。 在高熱通率時不同次冷度的情況下所觀察到的氣泡尺寸與 型態呈現顯著的差異，在次冷度10℃的情況下由於氣泡大幅成長且無 法及時凝結，其尺寸成長超過了流道的間隙高度，因此受到管壁的壓 迫使得氣泡橫向發展並互相結合，但是在次冷度30℃時，生成氣泡的 尺寸受到抑制且能夠及時的凝結，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，比較其臨界熱通率可以發現，次冷度每降 低10℃則臨界熱通率平均減少約16%。 3-3 流速對於平滑加熱面狹窄矩型管中流動沸騰的影響 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( ) 與509( )三種不同雷諾數條件下的流動沸騰情形。 133.3 G= kg/m2s 66.6 G= kg/m2s 由 3-7 圖中可觀察出，在相同熱通率與次冷度條件下，當流速最 高時(Re=2036)其壁面溫度最低，原因是由於強制對流效應使流速越 高時加熱面與低溫流體的接觸熱交換越頻繁，因而帶走熱的速度越 快；此外起始過熱度隨流速的增加而減低，這是因為高流速在加熱表 面的擾動效應，有利於成核孔穴的活化，因此流速越高則活化成核孔 穴所需的壁面過熱度越低，同時也造成沸騰延遲的減小，此結果與 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 關，不受流體次冷度以及熱通率值所影響。 圖 3-8 係將本實驗流體 在次冷度為 30℃時，不同雷諾數條件下的流動沸騰情形，與 Tso[17] 等人之實驗結果做比較。 Tso 等人係以水力直徑 13.3mm 之垂直矩形 流道，觀察 FC-72 在次冷度為 34℃時，不同雷諾數條件下對沸騰曲 線之影響，其結果相互比較後可映證出在流速較高的情況下沸騰曲線 會越向上偏移，且兩實驗之結果在完全發展核沸騰熱傳區的沸騰曲線 相互重合，實驗相符程度相當高；另外實驗結果比較與Heindal 等人 所觀察的 FC-72 在水平矩形管下的流動現象，也有相當高的相符程 度。 圖 3-8 也另外比較池沸騰之相關特性，圖中 Anderson 與
