介電液FC-72混合可溶解氣體在狹窄矩形空間的池沸騰研究

國 立 交 通 大 學

機 械 工 程 研 究 所

碩 士 論 文

介電液 FC-72 混合可溶解氣體

在狹窄矩形空間的池沸騰研究

Study of Pool Boiling of Dielectric Fluid FC-72 with

dissolved gas Between Narrow Rectangular Space

研 究 生：黃智敏

指導教授：盧定昶 博士

介電液 FC-72 混合可溶解氣體

在狹窄矩形空間的池沸騰研究

Study of Pool Boiling of Dielectric Fluid FC-72 with

dissolved gas Between Narrow Rectangular Space

研 究 生：黃 智 敏 Student：Chih-Min Huang. 指導教授：盧 定 昶 Advisor：Ding-Chong Lu 國立交通大學 機械工程研究所 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

誌 謝 光陰似箭，短短的兩年研究所生活匆匆的就過了。在這裡不僅學習到做學問 更深一層的方法與技巧，更讓我學習到待人處世接物與處裡事情的能力。雖然在 此的時間不長，但是收穫豐碩，此刻將要離開，心中滿是不捨與感激。 本論文可以順利完成，首先感謝恩師 盧定昶教授嚴謹與殷切的教導，上至 研究方法的指導與觀念的啟迪與導正，下至生活態度習慣養成，時時提醒糾正我 們。特別感謝博士班余致廣學長在兩年期間，無論在實驗或是生活上都給予最大 的幫忙與協助。亦感謝張妤綺、許家棟、顏家宏以及褚偉建學長姐在課業上的指 導並使我在外地求學也有像一家人溫暖的感覺。還要感謝我最要好的同窗好友阿 璋、中彥、猴老大，感謝兩年多來的照顧，一起熬夜看書、拼實驗的日子是我最 難忘的時光，如果少了你們，我的研究所生涯一定不會如此多彩多姿。還要感謝 學弟克敏的熱心幫忙。 更要感謝一直在我身邊陪伴我的家人，感謝我的爸爸媽媽總是給予我最大的 支持與鼓勵，你們是我背後最佳的啦啦隊。感謝阿姨與姨丈，因為到新竹來讀書 借住在家裡給你們添了很多的麻煩。最後感謝我的妹妹盈綺、大表姊欣潔、二表 妹明潔與小表妹昀潔，謝謝你們總是在聽我訴苦與抱怨，當我的垃圾桶。有緣和 你們相處是我這輩子最大的幸福。 謹以本文獻給我所有關心我的人，除了感謝還是感謝。 智敏 謹致 2005 年 7 月於風城交大

介電液

FC-72 混合可溶解氣體

在狹窄矩形空間的池沸騰研究

學生：黃智敏 指導教授：盧定昶 國立交通大學機械工程研究所 摘要 本論文是以介電液FC-72 為工作流體且溶入溶解性氣體，在一大 氣壓下，探討在狹窄矩形空間的池沸騰特性。在狹窄矩形空間下方為 面積10mm×10mm的水平光滑銅片加熱面，上方為壓克力板，兩端以 壓克力板檔住，可調整上下板的間隙距離S，間隙分為S=0.5mm、 1mm、2mm、3mm四種。所加入的溶解性氣體為純空氣，溶解率Cg為 0 與 0.0029。實驗目的在比較間隙大小、不同可溶解氣體濃度情況下， 對起始過熱度、核沸騰熱傳與臨界熱通量的變化，並相互比較。實驗 結果顯示，間隙大小對於池沸騰有很大的影響，不論有無加入可溶解 氣 體 ， 其 臨 界 熱 通 量 皆 隨 著 間 隙 變 大 而 增 大 。 加 入 可 溶 解 氣 體 (Cg=0.0029)比未加入可溶解氣體(Cg=0)的熱傳係數高，且臨界熱通 量都有明顯的提昇，但是對於溫度偏移現象沒有抑制作用。

Study of Pool Boiling of Dielectric Fluid FC-72 with dissolved gas Between Narrow Rectangular Space

Student：Chih-Min Huang Advisor：Ding-Chong Lu Institute of Mechanical Engineering

National Chaio Tung University

ABSTRACT

The goal of this thesis is to study the characteristics of pool boiling of dielectric Fluid FC-72 with dissolved gas in a narrow rectangular space under one atmosphere. The narrow rectangular space consists of a heated surface made of a smooth copper plate with 10mm×10mm area and a parallel acrylic plate with two confined side edges. The gap spacing S between the heated surface and the parallel acrylic plate are S=3mm、S=2mm、S=1mm and S=0.5mm. The dissolve gas is pure air which is made up of nitrogen and oxygen. The dissolve rates Cg are 0 and 0.0029. The onset of boiling, nucleate heat transfer and critical heat transfer flux at different S and Cg were studied. The results showed the gap spacing laced great influence on critical heat transfer flux. Which could be increased with gap size increasing matter the air dissolved in FC-72 or not. The heat transfer coefficients of the case with Cg=0.0029 were much higher than those of the case with Cg=0, and the critical heat transfer flux would be increased as well.

目錄

頁次 摘 要………..Ⅰ 目 錄………..Ⅲ 表 目 錄………..Ⅴ 圖 目 錄………..Ⅵ 符號說明………..Ⅸ 第一章 緒論………..1 1.1 研究背景與目的………...1 1.2 文獻回顧………...3 第二章 實驗設備與方法………....18 2.1 工作流體性質………18 2.2 實驗設備………18 2.3 實驗步驟...22 2.4 熱損失實驗...24 第三章 結果與討論………31

3.2 不準度分析………31 3.3 熱損失估算………....32 3.4 實驗數據整理與分析………32 3.5 實驗結果歸納………39 3.6 實驗結果討論………40 第四章 結論與未來方向………68 附錄 不準度分析………70 參考文獻...72

表目錄

頁次

表2-1 介電液 FC-72 在一大氣壓下之基本性質………...26

表2-2 可溶解氣體的含量表………..………27

圖目錄

頁次 圖1-1 開放式、小間隙四端開放與小間隙兩端開放差異圖 14 圖1-2 池沸騰曲線圖 14 圖1-3 氣泡半徑rc、接觸角β與表面張力關係圖 15 圖1-4 氣體飽和態示意圖 16 圖1-5 氣泡位置與影響範圍 16 圖1-6 R113 之沸騰曲線圖 17 圖1-7 狹窄空間中的沸騰現象 17 圖2-1 系統設備示意圖 27 圖2-2 加熱片設備示意圖 28 圖2-3 加熱裝置組織示意圖 29 圖2-4 填充 Omegabond 600 於鐵氟龍之凹槽內 29 圖2-5 鐵氟龍熱損實驗熱電偶配置圖 30 圖3-1 熱損估算 43 圖3-2 Cg=0，S=3mm 時的池沸騰曲線 44 圖3-3 Cg=0，S=2mm 時的池沸騰曲線 45 圖3-4 Cg=0，S=1mm 時的池沸騰曲線 46 圖3-5 Cg=0，S=0.5mm 時的池沸騰曲線 47

圖3-6 Cg=0，四種間隙的池沸騰曲線 48 圖3-7 Cg=0，四種間隙在低過熱度的池沸騰曲線放大圖 49 圖3-8 Cg=0，四種間隙的熱傳係數 50 圖3-9 Cg=0，四種間隙在低熱通量的熱傳係數放大圖 51 圖3-10 Cg=0.0029，S=3mm 時的池沸騰曲線 52 圖3-11 Cg=0.0029，S=2mm 時的池沸騰曲線 53 圖3-12 Cg=0.0029，S=1mm 時的池沸騰曲線 54 圖3-13 Cg=0.0029，S=0.5mm 時的池沸騰曲線 55 圖3-14 Cg=0.0029，四種間隙的池沸騰曲線 56 圖3-15 Cg=0.0029，四種間隙在低過熱度的池沸騰曲線放大圖 57 圖3-16 Cg=0.0029，四種間隙的熱傳係數 58 圖3-17 Cg=0.0029，四種間隙在低熱通量的熱傳係數放大圖 59 圖3-18 S=3mm，兩種氣體含量的池沸騰曲線比較圖 60 圖3-19 S=2mm，兩種氣體含量的池沸騰曲線比較圖 61 圖3-20 S=1mm，兩種氣體含量的池沸騰曲線比較圖 62 圖3-21 S=0.5mm，兩種氣體含量的池沸騰曲線比較圖 63 圖3-22 S=3mm，兩種氣體含量的熱傳係數比較圖 64 圖3-23 S=2mm，兩種氣體含量的熱傳係數比較圖 65 圖3-24 S=1mm，兩種氣體含量的熱傳係數比較圖 66

符

號

說

明

符號 物理意義 單位 A 面積 m2 S 間隙大小 m G 重力加速度 m/s2 M 莫爾數 mole M* 分子量 kg/kmole Tw 壁面溫度 ℃ ΔT 過熱度 ℃ ΔTsub,gas 氣體次冷度 ℃ Tg 氣體溫度 ℃ Tsat 飽和溫度 ℃ Tbulk 容器溫度 ℃ H(Tbulk) 亨利常數 moles/mole-kPa Q 加熱量 W q” 熱通量 kW/m2 k 熱傳導係數 kW/mK h 熱傳係數 kW/m2K R 氣體常數 kJ/kgK

Pg 氣體壓力 kPa Pv 蒸氣壓力 kPa Pf 流體壓力 kPa Pt 總壓力 kPa rc 氣泡半徑 m σ 表面張力 N/m ρ 密度 kg/m3 ρl 液體密度 kg/m3 ρv 氣體密度 kg/m3 μ 黏滯係數 kg/mS υ 比容 m3/kg

第一章 緒論

1.1 研究背景與目的

現代的高科技產業技術進步快速，半導體新製程的技術不斷的推 出，但在縮小晶片體積與面積的同時，電晶體與導線的數目卻是以倍 數成長，因而元件單位面積內的消耗功率與熱通量遽增。為了兼顧縮 小電子元件的幾何尺寸與提高工作效能，電子元件面臨高熱通量所產 生的高溫所導致產生訊號干擾。一般普通的散熱方式是以風扇及散熱 鰭片產生強制對流而與元件作熱交換，但由於空氣的熱傳係數較小， 故此傳統的散熱方式已無法滿足現今電子元件高熱通量的冷卻需 求，例如利用介電液來增強散熱的技術是必然的趨勢。 介電液被使用於電子散熱只要是因為其無毒、不起化學反應及極 高介電性強度。最早使用浸泡式的紀錄可以追朔到 1940 年代的美國 軍用電子系統，而 1980 年代末期的超級電腦如 Cray-2 與 ETA-10 皆 以氟碳介電液FC-77 的局部沸騰所造成的強制對流，以得到更佳的散 熱能力來改善高溫的問題。本篇論文是選用由3M 公司所生產的氟碳 化合物FC-72 作為工作流體，利用此種液體在核沸騰區的良好熱傳特 性以達到較佳的散熱效果。 McAdams 等人[1]以水為工作流體作池沸騰實驗，發現將空氣溶

入水中，在起始沸騰與中度核沸騰時熱傳效果較在相同次冷度下而未 加入空氣的機制為佳。在 Pike[2]等人以及 Behar 等人[3]在以鎳絲為 加熱絲、水為工作流體加入空氣的池沸騰研究中，也有獲得相似的實 驗結果。在許多高密度的平行印刷電路板之間的散熱問題是屬於本論 文中所討論的微小間隙的池沸騰機構，因為其熱傳現象與一般開放式 的池沸騰機制不相同，再考慮加入可溶解氣體於工作流體中以達到熱 傳增強作用，因此有進一步研究的必要。 空間間隙大小與所加入可溶解氣體的量為本論文兩大重要參 數。如圖1-1 為開放式沸騰、小間隙(四端開放)沸騰與小間隙(兩端開 放兩端封閉)沸騰的示意圖。開放式沸騰乃加熱面上方開放，讓氣泡 自由脫離；小間隙(四端開放)沸騰是上方為擋板，下方為加熱面，上 下兩板互相平行，氣泡可由四端逸出；小間隙(兩端開放兩端封閉)沸 騰則是上方為擋板，下方為加熱面，其中兩端也加上擋板，形成一狹 小間隙，氣泡可由其兩端開放處逸出。 本文的研究目的為探討FC-72 在溶入微量可溶解氣體之後，在小 矩形間隙中之池沸騰熱傳特性，進而模擬電子元件微小化後在微小矩 形管道內的散熱問題，並比較不同間隙與可溶解氣體的濃度之熱傳特 性。

1.2 文獻回顧

1.2.1 沸騰曲線

1943 年 Nukiyama[4]以白金絲浸入水中加熱而做出熱通量 對過 熱度 q ′′

T

Δ

的沸騰曲線圖，如圖 1-2 所示。沸騰曲線可分為四個區域： (1) 自然對流區： 液體在加熱表面的流體運動，因受到加熱而產生密度變化而引起 自然對流，此時並無氣泡產生，即a-b。 (2) 核沸騰區： 當熱通量繼續增加至某定值時，金屬絲表面開始有氣泡產生，此 時的過熱度稱為起始過熱度，即圖中c。當起始過熱度過高時，可能 會使材料產生熱應力而影響材料的壽命。當熱通量不斷升高，氣泡迅 速形成且快速升至液面消失，此過程稱為核沸騰，即圖中 d-e-f。在 此區域中可以發現其熱傳效果遠大於自然對流區。而當熱通量繼續升 高，產生氣泡的速率大於氣泡脫離表面的速率時，所產生的氣泡幾乎 覆蓋整個加熱面而阻礙了冷液體與加熱面接觸，若繼續加熱，則過熱 度會突然跳增而使得元件燒毀，此點f 被稱為臨界熱通量(Critical heat flux)。 (3) 不穩定薄膜沸騰： 此區代表由核沸騰變為薄膜沸騰之不穩定區，此時加熱面會被液

體和氣體交互覆蓋，即圖中f-g。 (4) 穩定薄膜沸騰： 隨著熱通量的增加，氣泡數亦隨之增加，使得加熱面被一蒸氣薄 膜所完全覆蓋，則稱為薄膜沸騰，圖中g-h。

1.2.2 成核理論

沸騰起始於一微小氣核的產生，液相裡氣核的產生即稱為成核。 一般氣泡的形成可分為均質成核與非均質成核兩種模式。 (1) 均質成核(homogeneous nucleation)： Volmer[5]利用典型的比例理論(rate theory)推測，欲存在氣相，則 許多分子就必須有較高的活化能(activation energy)，這些帶有活化能 的分子經由強烈的碰撞而產生氣泡。根據這個理論發現如果純液體的 成核需要極高的過熱度，例如一大氣壓下的水就需要 50°C 的過熱度。 假設在一理想錐形孔穴內有氣體存在，其接觸角(Contact angle) β為 90°，半徑為rc的半球形氣泡，如圖 1-3 所示。為了滿足表面張 力、氣泡與流體壓力相互平衡，則 c f g r P P − = 2σ _(1.1) 而過熱度則為

c f fg sat sat sat g

r

P

M

i

RT

T

T

T

2

σ

2

=

Δ

=

−

_(1.2) (2) 非均質成核(heterogeneous nucleation)： 一般的沸騰現象大多源自於外來物質影響成核，例如在表面上一定會 存在小凹穴或小瑕疵。而這些凹穴中可能存在一些可溶解氣體，成為 氣泡所產生的位置，因而大幅降低成核所需的過熱度。

1.2.3 影響池沸騰基本性能的參數

池沸騰是一種沒有強制對流的熱傳機制，具有很高的熱傳係數 K。例如水的熱傳係數可達 4000W/(m2K)，而且其熱傳係數會隨著熱 通量及表面過熱度的增加而增加。影響池沸騰的基本性能參數，如可 溶解氣體的含量、加熱面角度、加熱面的表面粗糙度等。 You等人[6，7]探討可溶解氣體對於FC-72 於池沸騰之影響 中，可溶解氣體的含量以Cg表示： liquid gas g M M C = _(1.3) 其中M 代表莫爾數。 研究中定義了兩個名詞氣體飽和態及氣體次冷度： (1) 氣體飽和態：如圖 1-4 所示。系統中，總壓力等於 FC-72 的蒸 氣壓力加上空氣的壓力(

P

t=

P

v+

P

g )，混和溫度Tbulk即相對於

v

P 所對應的飽和溫度。在氣體飽和態的情況下，有 FC-72 蒸

汽與氣體混和相，且Tbulk =Tsat(Pv) <Tsat(Pt)。一般飽和狀態(純

液 體 之 飽 和) 即 為 氣 體 飽 和 態 之 特 例 ， 此 時 ， 因 此 、 與 0 = g P t v P P = T_bulk =T_sat(P_t) C_g =0。 (2) 氣體次冷度( )：在氣體飽和態下，蒸氣壓力等於飽和溫 度下的壓力[ = ]，則氣體次冷度為總壓力下飽和溫 度與蒸氣壓力下之飽和溫度的差額： gas sub T _, Δ v

P

P

_sat

(

T

_bulk

)

Δ

T

sub,gas

=

T

sat

(

P

t

)

−

T

bulk

=

T

sat

(

P

t

)

−

T

sat

(

P

v

)

(1.4)

根據 Henry’s Law，可溶解氣體的含量 Cg可寫成：

Cg = H(Tbulk )Pg (1.5) 其中H(Tbulk)=5.5×10-5(moles/mole-kPa)。

氣體次冷度可控制可溶解氣體加入的量，假如[6]在 FC-72 中可溶

解氣體含量少於 0.0025 moles gas/mole liquid 則對於起始沸騰無影

響；但若在高可溶解氣體含量，即高於0.0056 moles gas/mole liquid

時，則可以明顯降低起始與核沸騰的過熱度，且溫度偏移現象會因可 溶解氣體的含量增加而減小。

Hong 等人[8]以 FC-72 為工作流體、以圓柱狀加熱棒為加熱器， 探討在飽和狀態、氣體飽和態以及純次冷態而沒加入可溶解氣體時的 沸騰特性。結果表示若加熱棒長度固定，則熱增強的程度隨著可溶解

氣體的含量增加而增高。而且在純次冷態，壁面過熱度與次冷度的大 小無絕對關係。 You 等人[9]以 FC-72 以高濕性介電液為工作流體、一直徑 0.51mm、長度 25.4mm 之特殊加工水晶原柱為加熱棒，探討壓力、次 冷度以及可溶解氣體含量對於池沸騰的影響。結果發現當壓力增加 56KPa 時，在完全發展(fully-developed)核沸騰區域的過熱度降低約 3 ℃，在氣體飽和態(gas-saturated)下，核沸騰熱傳的增強效果比純次冷 態更加有效。 Fujiia 等人[10]以多孔性與光滑面平板作池沸騰研究，平板以水 平、傾斜 45 度角以及垂直三種方式擺置。結果發現，以垂直擺置的 光滑面熱傳效果最佳，水平光滑面效果最差。 Nishikawa 等人[11]觀察加熱面角度對池沸騰的影響，發現傾斜角 越大，其池沸騰現象越早發生，起始過熱度越小，其熱傳係數也越高。 但是在高熱通量時，不同傾斜角的曲線會重疊在一起，顯示高熱通量 核沸騰與傾斜角沒有絕對的關係。 一般說來，加熱面上的孔穴影響了氣泡生成的效果，而加熱表面 的粗操度則控制孔穴的分佈及尺寸。若氣泡能容易生成，則可以大大 降低起始過熱度而提高核沸騰的熱傳能力。 Anderson 等人[12]使用 FC-72 搭配三種不同的加熱表面於池沸騰

熱傳分析，三種加熱表面分別為： (1) 噴砂及氣體沉積方式改變粗糙度。 (2) 表面延伸出微鰭結構。 (3) 0.3mm 人工程何孔穴群。 結果發現，表面粗糙度的增加，可以提早發生沸騰現象，進而減少遲 滯現象發生；微鰭結構可有效的增加熱傳效果；人工孔穴群使得起始 過熱度降低以及提高臨界熱通量。

1.2.4 起始過熱度

Δ

T

s 流體由單向熱傳的自然對流變為雙向熱傳的核沸騰，此時加熱面 溫度( )與液體飽和溫度( )的溫度差即稱為起始過熱度( )。對 某一流體其起始過熱度並非為一定值，You 等[13]FC-72 的核沸騰熱 傳中提到FC-72 的起始過熱度分布於 19.2°C 到 50.5°C 之間。當氣泡 在生成時，會有過熱度突然降低的現象，此現象即稱為遲滯現象。這 是因為氣泡在生成時會使熱傳係數增高，而使過熱度降低。 w T Tsat ΔTs

1.2.5 核沸騰區的熱傳係數

池沸騰的熱傳係數h 定義為熱通量q ′′除以過熱度ΔT，即 T q h Δ ′′ = 。 Rohsenow[14]認為氣泡脫離脫離表面時所產生的擾動，乃是池沸 騰高熱傳係數的主因。他以氣泡脫離的直徑為特徵長度(Lc)，即

2 1 1 ] ) ( 3 [ g L v c _{ρ ρ} σ − = _(2.1) 他所發展出的一套關係式

₍

₎

1 33 . 0 2 1 ₊ ⎥⎦ ⎤ ⎢⎣ ⎡ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ − ′′ = ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ Δ m l v l lv l sf lv sat l k Cp g i q C i T Cp μ ρ ρ σ μ (2.2) 其中 會因不同的表面加工而改變。而m 會因為工作流體不同而不 同，例如工作流體為水，m=0；若為其他流體，則 m=0.7。 sf C 由上式所示，可得知熱通量或熱傳遞係數與過熱度有極大的關 係，乃是池沸騰熱傳的重要因素之ㄧ。因為氣泡的脫離直徑與重力以 及氣泡內的壓力有關，當加熱面傾斜加熱時，氣泡的脫離半徑比水平 時要來的大。而觀察上述池沸騰公式得知，當其他條件不變，而氣泡 脫離直徑變小熱傳係數會變大。但是在傾斜的情況下，若只單就氣泡 的直徑大小是無法得知全部性的關係。因為氣泡會在平行於加熱面滑 動而使得情況更為複雜，加熱面的長度以及寬度亦是重要的影響因 素。 Mikic[15]等以單一成核址為考慮的模式，假設蒸氣與液體的互換 為核沸騰主要的沸騰熱傳機制。即當一氣泡成長脫離熱表面之後，氣 泡的尾流將帶著熱邊界層的液體遠離，此時冷液體則填補氣泡離開留 下的位置。在冷液體與熱表面接觸後，接觸表面的熱量將以暫態熱傳 導的方式傳給新接觸的冷液體，使其溫度上升、成核、氣泡成長再脫

離，而將表面的熱量帶給主流的液體，並開始另一個循環。 Bonjour 等[16]在加熱片上製造許多成核孔穴以觀察氣泡生長、合 併與熱傳之間的關係。結果發現當孔穴間距較小時，氣泡合併使得微 薄膜的範圍增加，而熱傳係數也因而增加。實驗放大孔穴間距時，氣 泡沒有產生合併的現象，但是熱傳效果卻較小孔穴時為佳。若再放大 孔穴間距，熱傳係數卻降低。故作者認為氣泡脫離時，會將附近流體 一倂帶起，此範圍稱為影響區域，如圖1-5 所示。當影響區域相切時， 熱傳係數最大；而當影響區域重疊或相距過遠時，熱傳係數便下降。

1.2.6 臨界熱通量

Gu 與 Lu [17]將池沸騰熱傳好壞與否的因素簡化為三項： (1) 氣泡的出現率，與工作流體的熱傳導係數 k 成正相關，而與工作 流體由液體轉變為氣泡時焓值的改變 hΔ 成負相關，所以( h k Δ )可用 以預測氣泡的出現率。 (2) 氣泡的脫離率，與氣泡及流體的密度差 Δρ 成正相關，而與表面 張力 σ 成負相關，所以 ( σ ρ Δ _{) 可用以預測氣泡的脫離率。} (3) 氣泡的上升速度與密度差 Δρ 成正相關，而與液體黏滯阻力係數 μ 成負相關，故( μ ρ Δ _{)可用來預測氣泡的上升速度。} 作者認為熱傳應與以上三項及過熱度ΔT 成正比，因而得到

q′′= ₄ 3 ) ( ) ( μ ρσ h T k Δ Δ Δ _{( 2.5 )} 將計算結果與R113 的實驗結果加以比較可得如圖 1-6 所示，由圖中 可觀察到預測出的結果有最大值，雖大小差距頗大，可是形狀相似， 預測最大熱通量發生在過熱度ΔT=30 。 °C 次 冷 度 對 於 臨 界 熱 通 量 (CHF) 也 有 很 大 的 影 響 。 Arik 與 Bar-Cohen[18]於 1998 年發現當次冷度越大，則 CHF 值也會隨之增 大 。 他 們 定 義 次 冷 度 為 ΔTsub =Tsat −Tbulk ， 當 次 冷 度 越 大 ， 則

的值也會隨之增大，其中 是在一大氣壓，飽和溫度 為56.6℃所得之臨界熱通量。 sat CHF CHF / CHF_sat

1.2.7 小間隙池沸騰研究文獻回顧

現今電子元件體積日益縮小且功率越來越高，必須尋找更有效的 散 熱 裝 置 。 已 有 預 測 指 出 將 來 積 體 電 路 所 產 生 的 熱 通 量 會 高 達 100W/cm2以上，且溫度也將高達 85°C[19，20]。電子元件的密集度 越高，散熱的問題就越重要，所以研究微小空間之熱傳特性是有其相 當的必要性。 小間隙的池沸騰研究有的改變加熱表面，如光滑面、加入散熱鰭 片、加強其表面粗糙度。上述各種方法是屬於被動式的熱增強方式， 以下就是相關的研究文獻：

Isaacson[21] & Katto[22]建立一套無因次參數之關係式，可用來精 準的預測小間隙池沸騰發生之時機，如下式所示：

(

)

⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ + = ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ − D H g H q g g f g fg cr 11 . 0 59 . 4 1 4 1 2 ρ ρ ρ σ ρ (1.3) 其中H為加熱面之長度、D為間隙大小、qcr為臨界熱通量。

Yao & Chang[23]以 R-133、丙酮及水為工作流體，在垂直圓柱與

圓筒之間的狹窄流道作池沸騰分析，以 Bond Number、Boiling Number

及間隙大小來比較熱傳性能之比較，發現其結果與平板式加熱片結果 相仿，有一定最佳的間隙值，並將加熱面沸騰現象分成三個時期，如

圖1-7 所示。

(a) 氣泡變形脫離(Isolated deformed bubbles)。

有少數半圓球狀的氣泡在加熱面底部，通常發生在小間隙或是 低熱通量的情況下。

(b) 變形氣泡相互結合(Coalesced deformed bubbles)。

此時氣泡相互合併，形成一蒸氣柱，沿著加熱面向上流動，通 常發生於小間隙與中熱通量。

(c) 接 近 燒 乾 以 及 燒 乾 後 狀 態 (Near-dryout and post-dryout condition)。

Misale 等人[24]以 FC-72 為工作流體、兩種不同深寬比的鰭片加 熱面，研究在間隙2mm 與 0.5mm 之沸騰熱傳。實驗發現若加熱面為 垂直，間隙大小對池沸騰較無太大影響；而加熱面為水平時，小間隙 會對池沸騰有負面影響，且臨界熱通量也會下降。 陳文忠[25]在一大氣壓下，以 FC-72 為工作流體、銅片為加熱片， 研究在兩平板間小間隙之池沸騰現象。其加熱面角度分別為0°、45° 及90°，間隙大小為 0.5mm~2.0mm。實驗結果發現在低熱通量時，小 間隙相較於開放式而言會有較佳的熱傳導係數，尤其以間隙為0.5mm 時最為明顯。間隙大小對水平加熱有明顯的抑制效果，幾乎無法判別 何時為起始過熱度。 張妤綺[26]以 FC-72 為工作流體研究在狹窄矩形空間中之池沸騰 分析，發現在水平加熱時，氣泡流動方向與流體的補充方向相反，且 沒有熱虹吸效應的幫助，氣泡小間隙內運動方向游移不定，且氣泡脫 離加熱面受到擋板的阻礙也較垂直加熱面來的嚴重。實驗中低熱通量 時，間隙S=1mm 有最佳熱傳係數；高熱通量時，開放式有最佳熱傳 係數。

圖1-1 開放式、小間隙四端開放與小間隙兩端開放差異圖

圖1-4 氣體飽和態示意圖[6]

圖1-6 R113 之沸騰曲線圖[17]

第二章 實驗設備與方法

2.1 工作流體性質

本實驗所使用工作流體FC-72 為 3M公司所生產之過氟碳化合物 (Perfluorocarbon Fluid)，其化學式為C6F14，是一種不可燃、不具毒性 的惰性液體。其在一大氣壓下的沸點為56.6°C，臨界溫度為 178°C， 介 電 強 度 為 42KV(2.54mm) ， 可 溶 解 氣 體 的 含 量 可 高 達 48(ml gas/100ml liquid)。FC-72 其他熱物理性質整理於表 2-1，[27]。

2.2 實驗設備

本次實驗為介電液 FC-72 混合可溶解氣體於狹窄矩形空間之池沸 騰分析，整個實驗系統由加熱系統、測試容器、除氣系統、加氣系統、 環控恆溫系統及數據擷取系統共六大部分組成，見圖2-1。 (1) 加熱系統 本實驗所使用的加熱裝置由絕熱覆板、測試片、電加熱片及絕熱 基底所組成，如圖2-2 所示。銅片面積為 10mm×10mm，厚度為 2mm， 並利用細砂紙將其表面拋光。在距離底面1mm處埋設兩根直徑 0.5mm 之E-type熱電偶，並取兩根熱電偶的平均值。熱電偶量到的溫度Ti需 要以傅立葉(Fourier)一維熱傳導定律修正為試片表面溫度Tw：

kA QL T T_w = _i − ( 3.1 ) 其中 L 為熱電偶到測試板的距離。 實驗中，測試片周圍加上一絕熱覆板作為絕熱，絕熱覆板為體積 50mm×30mm×2mm 之電木（熱傳導係數 0.23W/mk），並且利用塑膠 螺絲把測試片、電加熱片與鐵氟龍絕熱基座緊密結合，減少實驗上的 熱損失誤差，見圖2-3。 加熱片為面積10mm ×10mm 的鎳鉻絲電阻片。加熱電源則由一 功率可達150W 的直流電源供應器提供，輸出電壓範圍為 0~30 伏特、 電流為0~5 安培。在加熱片下方墊有一塊鐵氟龍，而鐵氟龍的熱阻值 極大(熱傳導係數 0.35W/mK)，可以減少由下方的熱損。因為鐵氟龍 無法耐太高的溫度，故在加熱片下方挖有一面積13mm×13mm、深度 1mm 的溝槽，如圖 2-4 所示，並塗以 Omegabond 600(熱傳導係數 1.4~1.7W/mK)藉以保護鐵氟龍。 (2) 測試容器 容器為一內徑30cm、壁厚 3mm、高 20cm 的不繡鋼圓桶，在前端 與側端各裝置一直徑 10cm、厚 10mm 的強化石英玻璃窗，可用以觀 察實驗進行狀況。而容器上方之圓蓋與容器本體接合部份，則夾擠 VITON 的 O 型環，其材質具有抗腐蝕的特性，用來防止 FC-72 洩漏 的問題。容器內插有兩支電阻為 200Ω的 PT200 型電阻式測溫器

(RTD)，用以量測液面下液體及液面上蒸汽的溫度。另有一支壓力感 應範圍為1~4 個大氣壓的電子式壓力轉換器，由一電源供應器供給直 流電，當感應到壓力時即輸出1~5 伏特的電壓，再經由校正曲線即可 換算出壓力，以確定容器內之壓力為所要求之飽和壓力。 另外在測試容器內有一組冷凝盤管，冷凝盤管外接恆溫水槽，可 用來冷卻FC-72 的蒸汽，以維持容器內壓力的恆定。 (3) 除氣系統 為了實驗的精準性，故必須進行除氣的動作，以除去 FC-72 內所 有的可溶解氣體。先利用容器外圍的電加熱絲加熱容器內的 FC-72 使之沸騰，而FC-72 的蒸汽以及可溶解氣體會沿著管路流至冷凝器， 並和冷卻系統作熱交換，使FC-72 蒸氣變回液體流會測試容器內。因 為 FC-72 在一大氣壓下的凝結溫度(56.6°C)遠高於可溶解氣體，所以 大部分FC-72 在冷凝器內便為液體流回測試容器內，而少部份 FC-72 與可溶解氣體會從積存容器的排氣孔排出。雖然會損失少部分的 FC-72，但以除去可溶解氣體。 (4) 加氣系統 加氣系統由一空氣瓶、冷凝盤管、恆溫水槽及一針閥所組成。實 驗中為了控制加入氣體的量，而使用針閥以免空氣瓶壓力太大，利用 針閥可開啟微小閥口的特點，警慎控制其開口而避免可溶解氣體(空

氣)加入的量超出所設定的值。實驗時利用恆溫水槽以及冷凝盤管控 制加入可溶解氣體的溫度、並用一 RTD 溫度計量測氣體溫度。加入 時注意系統內溫度與壓力的變化，以控制可溶解氣體加入的量。可溶 解氣體的含量控制如表 2-2 所示。表中 為容器內混合液體之溫 度， 為氣體次冷度， 為FC-72 之蒸汽飽和壓力， 為系統內 總壓力， 為系統內可溶解氣體之分壓， 為可溶解氣體之溶解率。 bulk

T

gas sub T _, P_v P_t g P Cg (5) 環控恆溫系統 環控恆溫系統為一長2m、寬 0.7m、高 1m 的環控箱，其溫度控制 範圍為30℃ 至 120℃。當測試容器置於環控箱內時，可以控制測試 容器外的環境溫度，使得測試容器內外的溫度均達到實驗中欲控制的 溫度，以避免測試容器與環境溫度相差太大而造成測試系統不穩定。 (6)數據擷取系統 數據擷取系統是由 YOKOGAWA DA2500E 記錄器與一台 586 個 人電腦所組成，DA2500E 可將量取到的溫度與壓力轉換成電壓，再 經GB-IP 界面卡與電腦連線，經過程式轉換，直接在電腦螢幕上顯示 測試片表面的溫度、測試容器內的壓力及介電液的溫度等數據。 (7)輔助系統 – 真空幫浦 在實驗進行前，為了使可溶解氣體含量減至最低，所以必須先用 真空幫浦將測試容器內的氣體抽出。本次實驗所使用的真空幫浦為

ULVAC YTP-150M型，是由油轉式幫浦 (Oil Rotary Pump)與渦輪分 子幫浦 (Turbomolecular pump)兩部分所組而成。前者為前置幫浦，除 氣速度為 100(L/S)，將系統抽至 10-3 torr後，再開啟渦輪分子幫浦， 以160~190(L/S)的速度除氣，本實驗的要求抽到 10-5 torr。

2.3 實驗步驟

本實驗所觀察的重點變數為加熱片的表面溫度與熱通量。利用直 流電源供應器供控制加熱片之熱通量，並以兩根熱電偶來量測加熱片 表面之溫度。可溶解氣體的含量與間隙大小為控制變數，容器內介電 液的溫度與氣泡成長及擾動皆為觀察的重要項目。 實驗步驟： (1)清洗與測漏 先將實驗用容器與冷凝盤管用丙酮清洗乾淨，細小部份以超音波 清洗。清洗之後將加熱面角度、間隙大小 S 調整好裝置於實驗容器 內，將系統內接合部分鎖緊並灌入高壓氮氣，使得容器內壓力高達絕 對壓力10 個大氣壓，經過 24 小時後以壓力計觀察壓力是否有變化， 以確定沒有洩漏後放掉氮氣。 (2)抽真空 利用真空幫浦將系統內壓力抽至10-5torr。

(3)灌入 FC-72 將整個容器灌滿FC-72。 (4)排除可溶解氣體 設定環控箱溫度高於 FC-72 在一大氣壓下的飽和溫度(56.6°C)， 大約為 70°C，到達設定溫度後即進行排氣，直至顯示溫度與飽和溫 度相差在0.1°C 以內。 (5)加入可溶解氣體 先察看可溶解氣體含量表，查看所設定的各項數值。設定環控箱 的溫度使得環境溫度為 ，使得容器內溫度達到欲實驗之 後， 再加入可溶解氣體加至系統內總壓力為一大氣壓。當可溶解氣體融入 FC-72 時壓力會一直變化，故加至一大氣壓後必須觀察 24 小時，確 定其壓力不再變化為止。 bulk

T

T

_bulk (6)加熱 打開電源供應器，對測試片加熱，並使得電壓與電流慢慢上升至 額定值，以遞增熱通量的方式進行核沸騰實驗，並調節恆溫水槽溫度 使測試容器內之壓力保持於一大氣壓。在量到達臨界熱通量時，將電 壓與電流慢慢下降至額定值，再以遞減熱通量進行池沸騰。 (7)紀錄 當系統達到穩態之後，紀錄容器內的溫度、壓力、電壓、電流及

測試片表面溫度，註明間隙大小與可溶解氣體之含量，並由觀景窗觀 察池沸騰現象。 (8)排除餘熱 每當實驗進行完後將所有電源關閉，取出加熱裝置，經過 18~24 小時之後再進行下一次實驗，主要目的是排除測試片的殘餘熱量。

2.4 熱損失實驗

由於測試平板無法達到完全絕熱的效果，所以實驗過程中電源供 應器所提供的加熱量並非全數傳至測試平板，因此為了正確的知道真 正的熱通量，必須以模擬找出在電源供應器所提供的加熱量 時， 有多少熱量沒有傳到測試平板， 。量測方式為在鐵氟龍正中央埋 設一根T-Type 的熱電偶而量出溫度T tatal Q loss Q 1，而另有兩根熱電偶以第一根 熱電偶為中心分別向側面及底面延伸L12及L13，如圖2-5 所示，而所 量測到的溫度分別為T2與T3，假設 T1分別與T2、T3成線性分布，因此 可用傅立葉熱傳導定律求得熱損失，例如四個側面的熱損失為 12 2 1 2 12 2 1 1 2 2 l T T A k l T T A k

Q_side = _{t side} − + _{t side} − ( 3. 2 )

底面的熱損失為 13 3 1 l T T A k Q_bottom = _{t bottom} − ( 3. 3 ) 其中kt是鐵氟龍的熱傳導係數，Aside與Abottom分別為每個側面與底面

的面積，如果忽略加熱平板側面的熱損失，則總熱損為

Qloss =Qside +Qbottom ( 3. 4 )

由此可統計出在各加熱量Qtotal時的熱損失比例 total loss Q Q 。以上述方式計 算，輸入熱通量 10W 以下，得出熱損約在 15%~25%之間；輸入熱通 量10W~30W 時，熱損約在 10%~15%之間。

表2-1 介電液 FC-72 在一大氣壓下之基本性質[27]

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 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2-2 可溶解氣體的含量表 Run Tbulk (°C) Tsub,gas (°C) Pv=Psat(Tbulk) (kPa) Pt (kPa) Pg (kPa) Cg (moles/mole) 1 56.6 0.0 101.3 101.3 0.0 0 2 36.6 20.0 47.3 100.9 53.6 0.0029 圖2-1 系統設備示意圖

圖2-3 加熱裝置組織示意圖

第三章 結果與討論

本實驗是以FC-72 為工作流體，進行在小間隙矩行空間的池沸騰 實驗。目的在探討光滑面在兩端開放的小間隙空間中的池沸騰熱傳特 性，藉以了解工作流體在各種不同間隙與加入不同可溶解氣體含量時 起始過熱度、沸騰曲線與臨界熱通量(CHF)的特性。

3.1 實驗條件

工作流體：介電液FC-72 工作環境：一大氣壓下，介電液飽和溫度 56.6 ℃與次冷度 36.6℃。 加熱面材質結構：銅質光滑平面。 加熱面的幾何尺寸：面積 10mm×10mm，厚度 2mm。 控制變數：本實驗以加熱裝置兩端的壓克力片控制水平放置的加 熱面與上方擋板的間隙 S 以及加入可溶解氣體，進行 兩端封閉小間隙空間中的池沸騰實驗。間隙 S 的範圍 為0.5mm、1mm、2mm 與 3mm。可溶解氣體的含量

為Cg=0 gas moles/liquid mole與 0.0029 gas moles/liquid

mole。

容器內溫度的電阻是感溫器(RTD)約有± 050. °C的誤差範圍，壓力計則 為±0.05kPa。電源供應器的電流誤差範圍為±0.01Am，電壓誤差範圍 為 。不準度的分析方法請詳見附錄及文獻[28]。表 3-1 為本實 驗的最大不準度。 Volt 1 . 0 ±

3.3 熱損失估算

圖3-1 為介電液 FC-72 在一大氣壓下，飽和溫度為 56.6 ℃時，測 試片熱通量與熱損失關係圖。本次實驗的熱損估算是依據 2-4 節的方 法以一維熱傳導計算，熱損失比例為 ，若輸入熱量10W 以 下，熱損估算約在15%~25%之間。輸入熱量 10W~30W 時，熱損約 為10%~15%之間。根據 You 等[6]以類似的加熱片設計，工作流體一 樣是FC-72，銅片為加熱片，鐵氟龍厚度為 11mm，以數值方法分析 結果得出其熱損約在5%~15%之間。而本實驗之鐵氟龍厚度為 20 total loss Q Q / mm，因此本論文實驗結果在 10w 以上時熱損應該不會超過 15%。

3.4 實驗數據整理與分析

本實驗利用直流電源供應器輸入所設定的電壓電流供給加熱片 電源，進而達到實驗所需之熱通量。利用牛頓冷卻定律(Newton’s cooling law)來計算池沸騰的熱傳係數。 T q h Δ = (4.1)

其中 A Q Q q = total − loss ) ( _t sat wall T P T T = − Δ h：熱傳導係數。q：熱通量。Qtotal：電源供應器所提供的熱量。 Qloss：熱損。A：加熱面面積。Tw：加熱面溫度。 ΔT：過熱度，為壁面溫度Tw減去FC-72 在一大氣壓下的飽和溫度 56.6 ℃。 Tsat(Pt)：總壓力所對應的飽和溫度，本實驗總壓力保持一大氣壓，故 Tsat為56.6℃。

3.4.1 當氣體含量 C

g

=0 時的實驗結果

圖 3-2 至圖 3-5 分別為水平光滑加熱面在間隙S為 3mm、2mm、 1mm以及 0.5mm之實驗結果圖。縱軸為熱通量q〞、橫軸為過熱度ΔT， 並將遞增熱通量與遞減熱通量繪於同一圖上。在圖 3-2 中可以觀察得 出當S=3mm時，其臨界熱通量大約落在 175 kW/m2~180 kW/m2左右， 且可以觀察到溫度偏移約有4℃。圖 3-3 中可觀察出當S=2mm時，其 臨界熱通量約為95 kW/m2~100 kW/m2之間，且溫度偏移程度較 3mm 大，約為 10℃左右。可以發現 2mm的臨界熱通量受到間隙變小的壓 抑效果，約為 3mm臨界熱通量的一半。圖 3-4 為當間隙S=1mm時臨

界熱通量約為25 kW/m2~30 kW/m2之間，且幾乎觀察不到溫度偏移的 現象。由圖 3-5 可看出當間隙S=0.5mm時，其臨界熱通量約 10 kW/m2~11 kW/m2之間，而且和間隙S=1mm時一樣觀察不到溫度偏移。 圖 3-6 為 Cg=0 時遞增熱通量下的四種間隙的沸騰曲線比較圖， 圖 3-7 為四種間隙在低熱通量時沸騰曲線的放大圖。由圖中可以發 現，在低過熱度(10℃~20℃)時以 S=1mm 的熱通量最高，其次是 S=2mm 以及 S=3mm，而 S=0.5mm 最低。在中過熱度(20℃~30℃)時， 則是以 S=2mm 的熱通量最高，其次是 S=3mm 以及 S=1mm，而 S=0.5mm 仍是最低的。在高過熱度(30℃~40℃)時，熱通量由高到低 依序為 S=3mm、S=2mm、S=1mm 與 S=0.5mm。臨界熱通量的大小 由高到低依序為S=3mm、S=2mm、S=1mm 與 S=0.5mm。 圖3-8 為四種間隙以遞減熱通量所繪出的熱傳係數比較圖，圖 3-9 為四種間隙熱傳係數在低熱通量的放大圖。橫軸為熱通量q〞，縱軸為 熱傳係數h。由圖中可以觀察，在低熱通量時(約 20kW/m2)以下， S=3mm、S=2mm與S=1mm的熱傳係數相差不多，而 0.5mm最差。在 中熱通量(40 kW/m2~80 kW/m2)，S=2mm熱傳係數比S=3mm還要高。 接近臨界熱通量的時候，曲線都會因為溫度的提升而較趨於平緩。

3.4.2 當氣體含量 C

g

=0.0029 時的實驗結果

圖3-10 至圖 3-13 為間隙S=3mm、2mm、1mm以及 0.5mm並加入

可溶解氣體之實驗結果圖。縱軸為熱通量q〞、橫軸為過熱度ΔT並將 遞增熱通量與遞減熱通量會於同一圖上。圖 3-10 中可以觀察出當間 隙S=3mm時，其臨界熱通量約在 200 kW/m2~205 kW/m2之間，溫度偏 移約為 9℃左右。圖 3-11 中可以得知，當間隙S=2mm時，其臨界熱 通量約落在128 kW/m2~132 kW/m2之間，大約是間隙S=3mm的 60％， 且溫度偏移亦為 9℃左右。圖 3-12 中，當間隙S=1mm時，臨界熱通 量約為45 kW/m2~50 kW/m2之間，但是觀察不到溫度偏移現象。在圖 3-13 中，當間隙S=0.5mm時，臨界熱通量約在 13.8 kW/m2~ 14.2 kW/m2 之間，同時也是觀察不到溫度偏移。 圖 3-14 為四種不同間隙採用遞增熱通量的沸騰曲線比較圖，圖 3-15 為各間隙在低過熱度時沸騰曲線的放大圖。由圖中可以發現，在 次冷度(-20℃~0℃)時，S=3mm 的熱通量最大但是和 S=2mm 時的熱通 量 相 差 不 大 ， 其 次 是 S=1mm， 而 S=0.5mm 為最小。低過熱度 (10℃~20℃)時，可以明顯看到 S=1mm 曲線斜率突然增大，因此這段 熱通量 S=1mm 也驟增，S=3mm 次之，S=2mm 比 S=3mm 略低但是 相差不多，S=0.5mm 最小。中過熱度(20℃~30℃)時，S=2mm 最大， S=3mm 次之，再來是 S=1mm 而 S=0.5mm 仍是最低的。臨界熱通量 由高排至低依序為S=3mm、S=2mm、S=1mm 以及 S=0.5mm。 圖3-16 為四種間隙以遞減熱通量所繪出的熱傳係數比較圖，橫軸

為熱通量q〞，縱軸為熱傳係數h。圖 3-17 為四種間隙熱傳係數在低熱 通量的放大圖。在熱通量 20 kW/m2~60 kW/m2時，熱傳係數S=1mm 最高，而間隙S=3mm與S=2mm之熱傳係數則相差不大。在熱通量 80 kW/m2~100 kW/m2時，S=2mm高出S=3mm時的熱傳係數約 40%。在 接近於臨界熱通量時，曲線斜率都較小。

3.4.3 兩種氣體含量 C

g

(0 與 0.0029)，各間隙的比較

圖3-18 到圖 3-21 為兩種氣體含量 Cg(0 與 0.0029)，間隙 S=3mm、 S=2mm、S=1mm 與 S=0.5mm 時的比較圖，橫軸為過熱度 ΔT，縱軸 為熱通量 q〞。由圖 3-18 在間隙 S=3mm 時，可以看出加入可溶解氣 體 的 情 況(Cg=0.0029) 的 臨 界 熱 通 量 比 未 加 入 可 溶 解 氣 體 的 情 況 (Cg=0)高出了約 10％，且發生臨界熱通量時過熱度 ΔT 相差不多。觀 察圖中溫度偏移的過熱度 ΔT 發生的時機幾乎相同，大約都是在 30 ℃左右發生。圖3-19 在間隙 S=2mm 時，以兩者臨界熱通量比較，發 現有加入可溶解氣體的情況(Cg=0.0029)比未加入可溶解氣體的情況 (Cg=0)高出了約 25％，而且發生的過熱度 ΔT 也相差不多，約為 40 ℃，而觀察溫度偏移現象，發現也都發生在 23℃左右，相差不多。 圖3-20 在間隙 S=1mm 時，中比較其臨界熱通量，發現有加入可溶解 氣體的情況(Cg=0.0029)比未加入可溶解氣體的情況(Cg=0)高出了約 45％，發生時的過熱度 ΔT 也相差不多，而且在圖中幾乎沒有發現到

溫度偏移現象的發生。圖3-21 中在間隙 S=0.5mm 時，發現有加入可 溶解氣體的情況(Cg=0.0029)比未加入可溶解氣體的情況(Cg=0)高出 了約27％左右，也都觀察不到溫度偏移現象發生。 圖3-22 至圖 3-25 為四種間隙下熱通量q〞對熱傳係數h的關係圖， 橫軸為熱通量q〞，縱軸為熱傳係數h。此時的過熱度ΔT為壁面溫度Twall 減去FC-72 在一大氣壓下的飽和溫度Tsat=56.6℃，因為當Cg=0 的情況 下沒有次冷度的數據可比較，因此都以過熱度的條件來討論。 圖3-22 中，發現在低熱通量(40 kW/m2~60 kW/m2)時，有加入可 溶解氣體的情況(Cg=0.0029)其熱傳係數h比未加入可溶解氣體的情況 (Cg=0)高約 2 倍，但是到中熱通量(60 kW/m2~100 kW/m2)與高熱通量 (100 kW/m2以後)，兩者的熱傳係數就較接近，大約只有高出 15%。 圖3-23 中，在低熱通量(20 kW/m2~40 kW/m2)時兩者相比較，因有加 入可溶解氣體的情況(Cg=0.0029)其狀態尚未穩定故不以比較。在中高 熱 通 量(80 kW/m2~100 kW/m2) 時 ， 有 加 入 可 溶 解 氣 體 的 情 況 (Cg=0.0029)約為未加入可溶解氣體情況(Cg=0)時的熱傳係數的兩 倍，且在接近臨界熱通量時，曲線較為平緩。觀察圖3-24，間隙S=1mm 時發現加入氣體含量Cg=0.0029 時的情況低熱通時(10 kW/m2~20 kW/m2)，熱傳係數同樣高出氣體含量Cg=0 很多，大約高出 50％。圖 3-25 在間隙S=0.5mm時，結果差距更明顯，當加入氣體含量Cg=0.0029

時，在低熱通量(6 kW/m2~8 kW/m2)起始沸騰時，未加入可溶解氣體 Cg=0 就已經逼近臨界熱通量此時熱傳效果較差，故熱傳係數相差約 2.8 倍。

3.5 實驗結果歸納

1. 當未加入可溶解氣體(Cg=0)的情況下，間隙 S=3mm 與 S=2mm 時 皆有溫度偏移現象發生。在低熱通量時，間隙 S=3mm、S=2mm 與 S=1mm 的熱傳係數相差不大，而在中熱通量時，S=2mm 最大。臨 界熱通量高低順序為S=3mm、S=2mm、S=1mm 以及 S=0.5mm。 2. 當加入可溶解氣體(Cg=0.0029)的情況下，間隙S=3mm與S=2mm 時和未加入可溶解氣體(Cg=0)的情況一樣，皆有溫度偏移現象發 生。熱通量80 kW/m2~100 kW/m2時，S=2mm與S=3mm幾乎沒有差 距，直到熱通量高於120 kW/m2時S=3mm才明顯高於S=2mm。臨 界熱通量大小也和未加氣體時相同，高低依序為S=3mm、S=2mm、 S=1mm以及S=0.5mm。 3. 在兩種氣體含量(0 與 0.0029)的比較下，發現在有加入可溶解氣體 的狀態下，熱傳係數都因為可溶解氣體的影響，在低過熱度時而 有較高的表現。平均來說熱傳係數都有提升，而且臨界熱通量也 因而提升了約10%~45%左右。 4. 溫度偏移現象並不會因為次冷度的增大或者是加入微量可溶解氣 體的影響而減小，發生的時機與偏移的量都與未加入可溶解氣體 時差別不大。

3.6 實驗結果討論

對於未加入可溶解氣體的情況而言，間隙的大小對於池沸騰效果 有很大的影響。因為加熱面呈水平放置，加熱時氣泡在間隙內的運動 方向游移不定，而且氣泡在脫離與液體的補充受到加熱面與擋板的阻 擋，因此當間隙S 愈小則氣泡的脫離與液體的補充愈不易，故熱傳係 數降低。本實驗在低熱通量時，S=3mm、S=2mm 以及 S=1mm 三者 熱傳係數差異不大，與張妤綺[26]在低熱通量時 S=1mm 熱傳係數最 大不同，可能是因為加熱面加工的方式與粗操度不同所導致。 在加入可溶解氣體的情況下，間隙大小對於池沸騰的性能還是有 很大的影響，基本趨勢和未加入可溶解氣體的情況差不多。但是在交 叉比對兩種情況對於相同間隙大小時，發現在低過熱度時，可溶解氣 體因為受到加熱先行脫離加熱面而在表面擾動，進而幫助了在低過熱 度時的熱傳，故在低過熱度時熱傳係數優於未加入可溶解氣體的情 況。在中過熱度與高過熱度則是因為受到次冷度的影響，氣泡由狹小 矩形管道溢出時，因為外部液體較冷且溫差大，故氣泡迅速變小或消 失而使得外部的次冷流體容易補充至加熱面，故提供了較好的熱傳係 數。 遞增熱通量時，在低熱通量時會有些微氣泡冒出，但是持續加 熱，突然間會有大量氣泡冒出使得熱通量遽增，此時就會產生溫度偏

移現象。實驗中，在兩種的氣體含量 Cg(0 與 0.0029)，間隙 S=3mm

與S=2mm 時都有發生溫度偏移的現象。可以得知，增加液體的次冷

度與加入微量可溶解氣體並不能抑制溫度偏移現象。You[6]等人發現

在中或低氣體含量時，會有明顯的遲滯現象。本實驗屬於低濃度的氣 體含量，故遲滯現象不會消除。

表3-1 實驗不準度 誤差範圍 實驗最小值 最大不準度 電流 ±0.01 0.18 ±5.5％ 電壓 ±0.1 1.2 ±8.33％ 熱通量 0.216 ±10％ 過熱度 ±0.05 3.50 ±1.42％ 加熱面面積 ±0.05 ±0.5％ 熱傳係數 (kW/m2) ±10.10％

T(Twall - Tsat) -20 -10 0 10 20 q"(kW/m ) 0 5 10 15 20 25 30 35 40 3mm 2mm 1mm 0.5mm 2 Δ 圖3-15 Cg=0.0029，四種間隙在低過熱度的池沸騰曲線放大圖

第四章 結論與未來方向

本實驗以FC-72 為工作流體，進行小間隙兩端封閉水平狹窄矩形 空間的飽和池沸騰實驗，分析在不同的間隙與不同的可溶解氣體含量 對起始過熱度、沸騰曲線以及臨界熱通量的影響。 以下是本實驗所歸納的結果： 1. 在未加入可溶解氣體(Cg=0)時，在低熱通量，間隙 S=3mm、S=2mm 與S=1mm 熱傳係數相差不多。在高熱通量 S=3mm 有最高的熱傳 係數，且臨界熱通量隨著間隙增大而增高。 2. 在加入可溶解氣體(Cg=0.0029)時，在低熱通量，間隙 S=3mm 有 最大的熱傳係數。在高熱通量，也是間隙S=3mm 有最高的熱傳係 數，而在臨界熱通量也隨著間隙增大而增高。 3. 相同間隙下，可以發現在低熱通量時有加入可溶解氣體時熱傳係 數都較佳。加入可溶解氣體時的臨界熱通量都比未加入可溶解氣 體時高，大約增高10％~45％。但是加入微量可溶解氣體對於抑制 溫度偏移情形沒有幫助，在兩種可溶解氣體含量下，在間隙S=3mm 與S=2mm 皆可觀察到溫度偏移。 本實驗在有加入可溶解氣體的情況下熱傳係數皆高於未加入可 溶解氣體時。若繼續增加可溶解氣體含量或更改加熱面構造，熱傳係 數以及臨界熱通量使否能向上提升，或者使得溫度偏移現象消失，這

附錄

不準度分析

由S. J. Kline[28]所建議的不準度分析方法如下： 設有一實驗值R是經由測量值x1、x2、x3...xn所計算而來，而這些 測量值各有不準度為 1 1 x x δ 、 2 2 x x δ 、 3 3 x x δ ……… n n x x δ ，R的誤差值為 n n x x R x x R x x R x x R R δ δ δ δ δ ∂ ∂ + + ∂ ∂ + ∂ ∂ + ∂ ∂ = ₃ ... 3 2 2 1 1 1 x δ 、δx2、δx3………δxn皆很小，所以δR可以近似為 因為 2 1 2 2 3 3 2 2 2 2 1 1 ... ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ = _n n x x R x x R x x R x x R R δ δ δ δ δ 所以R 的不準度可以寫成 2 1 2 2 3 3 3 3 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 / / ... / / / / / / ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ = n n n n x x x x R R x x x x R R x x x x R R x x x x R R R R δ δ δ δ δ 2 1 2 2 3 3 3 2 2 2 2 2 1 1 1 ln ln ... ln ln ln ln ln ln ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ∂ ∂ = n n n x x x R x x x R x x x R x x x Rδ δ δ δ _..(a) 依照以上公式可以用來分析本實驗所須計算的總熱通量 ，熱損 失 ，過熱度ΔT 及熱傳係數 h。 total q" loss q" A. 總熱通量q"_total是由電流I 與電壓 V 相成而得 IV = total q" 從公式(a)可知不準度為 2 2 " " ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ + ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ = V V I I q q total total δ δ δ

B. 熱損失q"loss，由2.4 節得 botton side loss

q

q

q

"

=

+

將鐵氟龍的尺寸代入再利用公式(a)可得 2 3 3 3 1 3 2 2 2 2 1 2 2 1 1 3 1 1 2 1 1 2 1 1 2 13 13 2 12 12 2 2 " " ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅ − + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅ − + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅ − + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅ − + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ = T T T T T T T T T T T T T T T T T T T T l l l l A A A A q q botton botton side side loss loss δ δ δ δ δ δ δ δ δ

C. 真正由加熱片接受的熱量q"=q"total−q"loss，用公式(a)計算可知不準

度為： 2 2 " " " " " " " " " " " " ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅ − + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ ⋅ − = loss loss loss total loss total total loss total total q q q q q q q q q q q q δ δ δ D. 過熱度ΔT是由加熱片中的熱電偶所測得之壁溫Tw減去FC-72 在

一大氣壓下的飽和溫度Tsat而得，ΔT =Tw −Tsat，以公式(a)分析可

得： 2 1 2 ) ( ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ = Δ Δ w w T T T T δ δ E. 熱傳係數 T q h Δ = " ，以公式(a)可計算出

( )

2 2 " " ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ Δ Δ + ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ = T T q q h h δ δ δ 本實驗的不準度分析忽略常數值的誤差。

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