介電液FC-72 在垂直矩形流道之流動沸騰實驗研究

國 立 交 通 大 學

機械工程研究所

碩士論文

介電液 FC-72 在垂直矩形流道之流動沸騰

實驗研究

Experimental Study of Flow Boiling of FC-72 in

A Vertical Rectangular Channel

研 究 生:蕭 淵 元

指導教授:盧 定 昶 博士

介電液 FC-72 在垂直矩形流道之流動沸騰

實驗研究

Experimental Study of Flow Boiling of FC-72 in

A Vertical Rectangular Channel

研 究 生 : 蕭 淵 元 Student : Yuan-Yuan Hsiao 指導教授 : 盧 定 昶 Adviser : 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 June 2006

Hsinchu, Taiwan, Republic of China

介電液 FC-72 在垂直矩形流道之流動沸騰實驗研究

研究生：蕭淵元 指導教授：盧定昶 博士 國立交通大學 機械工程研究所

摘 要

本論文以實驗方法探討介電液 FC-72 於垂直矩形流道內之流動沸騰現象。在 完全發展流的狀態下，流經表面積為10mm*10mm 平滑表面之加熱銅塊，進行 沸騰熱傳分析。本實驗矩形流道剖切面之高度為3mm、寬度為 12mm、水力直 徑為4. 8mm。本實驗之操作條件為介電液 FC-72 在一大氣壓下、雷諾數為 800、 1600、2400，次冷度為 33℃、28℃、23℃。 本流動沸騰實驗結果皆會發生沸騰曲線之遲滯現象。在單相熱傳區及部份發 展核沸騰區，隨次冷度及流速之增加對加熱壁面溫度的影響會逐漸減低，而所有 不同次冷度及流速之沸騰曲線在接近核沸騰起始點會幾乎重疊；當達到完全發展 核沸騰時，次冷度及流速之影響會逐漸減小；而臨界熱通量及熱傳係數則隨次冷 度與流速的增加而升高，但熱傳係數在接近臨界熱通量時會稍有減小的趨勢。 關鍵字：流動沸騰、流速、次冷度

Experimental Study of Flow Boiling of FC-72 in

A Vertical Rectangular Channel

Student：Yuan-Yuan Hsiao Advisor：Ding-Chong Lu

Institute of Mechanical Engineering

National Chiao Tung University

ABSTRACT

The goal of this thesis is to investigate the flow boiling phenomena of di-electric liquid FC-72 in a vertical rectangular channel by experimental method. At a state of fully developed flow, the boiling heat transfer of the FC-72 flow through a smooth heated copper block which surface area of 10mm square is analyzed. The experimental test section is a rectangular channel with a cross section of height of 3 mm, width of 12 mm, the hydrodynamic diameter of 4.8 mm. The operation conditions of FC-72 in the experiment are 1 atm， fluid Reynolds number 800，1600，2400, and subcooled temperatures of 23℃，28℃，33℃ .

The results of the flow boiling experiment show that hysteresis of boiling curve always exists. At the region of single phase heat transfer and partially developed nucleate boiling，increasing both subcooled temperature and fluid velocity would reduce the wall temperature gradually. All boiling curves of different subcooled temperature and Reynolds number almost coincide near the onset of nucleate boiling.

In the region of fully developed nucleate boiling，the influences of both Reynolds number and fluid subcooled temperature are reduced gradually. Besides，both the critical heat flux and the heat transfer coefficient increase with increasing fluid

subcooled temperature and Reynolds number，but the heat transfer coefficient would decline severely in the vicinity near the critical heat flux.

誌 謝

在舊約聖經的詩篇九十篇十二節說：「耶和華啊！求你指教我如何數算自己 的日子。」這兩年中，感謝神給我從祂而來的智慧，使我能把握每分每秒。兩年 研究所生涯的論文研究能順利完成，在此由衷感謝指導教授 盧定昶博士細心的 指導與督促，並且在考台大、清大、交大、成大的博士班及申請獎學金時幫忙寫 推薦函，在此獻上十二萬分的感激與謝意。 在論文口試期間，承蒙本校機械所的楊文美博士與台北科技大學冷凍空調工 程所的簡良翰博士撥冗細審，並提出許多寶貴意見與殷切指正，使本論文疏漏謬 誤之處得以斧正。 研究期間，感謝博士班學長余致廣和碩士班學長許中彥提供建議，及在實驗 設備上的經驗傳承；也感謝同學吳克敏在實驗過程中所提供的幫助。 研究所生涯最蒙神恩典的事，就是這兩年住在新竹市召會的學生中心受屬靈 的成全，這是繼大學住四年學生中心的第六年。這段時間和弟兄姊妹一同過著甜 美喜樂的召會生活，就像補充本詩歌712 首提到的：「教會生活輝煌之至，這是 神美麗園子，在此經歷基督成長，讚美主！神在基督裡的豐富，不斷的供應我們， 祂是何等新鮮，便利，又親近！」我也經歷到詩篇一百三十三篇一節所說的：「弟 兄和睦同居，是何等的善，何等的美！」與弟兄姊妹一同過召會生活，是我做研 究最大的動力。

在從事研究時，雖然經歷了許多的煎熬，但卻對聖經中的話有寶貴的經歷。 腓立比書四章六至七節說：「應當一無罣慮，只要凡事藉著禱告、祈求，帶著感 謝，將我們所要的告訴神，神那超越人所能理解的平安，必在基督耶穌裡，保衛 我們的心懷意念。」腓立比書四章十三節說：「我在那加我能力者的裡面，凡事 都能作。」帖撒羅尼迦前書五章十六至十八節：「要常常喜樂，不住禱告，凡事 謝恩，因為這是神在基督耶穌裡對我們的旨意。」在我心中深處覺得「享受主是 一切問題的解答」，對主認識有多少，就能經歷祂多少。 在研究所期間最難忘的有兩件事。第一是和同住的弟兄們一同竭力開展校園 福音。我們常常在清晨六點的晨興和晚上的晚禱中為同學禱告，結果帶了許多同 學信主，甚至帶了十幾位弟兄們一同住學生中心受成全。在帖撒羅尼迦前書二章 十九至二十節說：「當我們主耶穌來臨的時候，我們在祂面前的盼望、喜樂或所 誇的冠冕是甚麼？不就是你們嗎？因為你們就是我們的榮耀，我們的喜樂。」 第二，是父親在我畢業前夕信主得救。讚美神的應許不曾落空， 「一人得 救，全家都必得救。」非常感謝教會中的弟兄姊妹常常為我們禱告，不僅為我的 研究和課業禱告及祝福，也一同為家人及校園福音工作禱告。我們還得繼續像腓 立比書三章十三節所說的：「忘記背後，努力面前的，向著標竿，竭力追求，要 得神在基督耶穌裡召我向上去得的獎賞。」 最後，要感謝的是我的親人，特別是在高雄及新竹的父母親，謝謝你們平常 照顧我的生活及關心我的研究和前途。每次回到家享用你們親手擺設的筵席，和

你們吃飯及談話就覺得很溫馨。因著你們的扶持，使我對於到台大繼續從事博士 班研究充滿鬥志，對未來有更好的規劃。也承蒙小叔蕭松和從高中生涯到研究所 階段提供獎學金栽培我；小叔作事嚴謹及殷勤的態度一直是我效法的榜樣，使我 今天能有機會在課業上有好的表現。還要感激我兩位親愛的姊姊，有時慷慨地提 供ㄧ些零用金扶持我；雖然我們都在不同縣市，但當我們齊聚在一起交通時，姊 姊們總是能夠對我訴說恩典、安慰和鼓勵，使我不覺得屬靈狀況枯乾，就像大姊 說的：「交通開百路」、「交通治百病」、「交通蒙大福」。更要感謝我的姊妹在許多 方面的幫助，在屬靈的造就上，也給我許多的成全，使我在教會中能和聖徒們一 同配搭服事大專生及青少年；在我撰寫論文時，甚至細心幫忙文字內容的校正， 使本論文能更加縝密。 最後，我要把本論文獻給我親愛的家人、教會的弟兄姊妹、學校的師長與同 學，還有曾經幫助並扶持過我的每一個人，願神的祝福臨及你們，願恩典與你們 同在。

蕭 淵 元

謹誌 主後 2006 年 6 月於風城交大

目 錄

中文摘要 ……….……….…….…i 英文摘要 ………...ii 誌謝 ……….iii 目錄 ……….………...…vii 表目錄 ……….….…………...…..xii 圖目錄 ………..………...xiii 符號說明 ………...….…...…xix 第一章 緒 論 ………..…….………….……..1 1-1 研究背景 ………..…….………….……...1 1-2 研究目的 ...3 1-3 文獻回顧 ……….……….…...…3 1-3-1 單相熱傳分析 ………...4 1-3-2 流動沸騰熱傳分析 ……….…….….6 1-3-3 臨界熱通量 ……….……….….7 1-3-4 氣泡特性與流譜分析 ……….…………..8 第二章 流動沸騰理論分析 ……….……….19 2-1 單相熱傳分析 ………..19

2-2 池沸騰曲線 ………..19 2-3 池沸騰熱傳機制 ……….…….……….…21 2-4 流動沸騰熱傳分析...21 2-4-1 速度與次冷度的影響 ……….22 2-4-2 工作流體熱力性質的影響 ……….24 2-4-3 不凝結氣體的影響 ……….24 2-4-4 微小管道之數目的影響 ……….24 2-5 臨界熱通量 ………...24 2-6 流譜分析 ………....26 第三章 實驗系統與參數計算 ………..34 3-1 實驗設備 ………34 3-1-1 工作流體之循環系統 ………...……..34 3-1-2 測試段流道系統..……….35 3-1-3 流道托架與觀測視窗 ……….36 3-1-4 模擬 CPU 晶片 ………37 3-1-5 預熱循環系統 ………...37 3-1-6 冷卻循環系統 ……….37 3-1-7 量測儀器 ………....….38

3-1-7-1 壓力轉換器 ……….………...38 3-1-7-2 熱電偶 ………....38 3-1-8 輔助系統 ………...…39 3-1-8-1 除氣系統 ………...….39 3-1-8-2 真空泵 ………...……...39 3-1-8-3 影像擷取系統 ………....40 3-1-9 數據擷取系統 ……….40 3-2 實驗方法及步驟 ………...40 3-2-1 實驗前準備工作 ……….40 3-2-2 實驗量測與流譜拍攝步驟 ……….42 3-3 實驗參數計算 ………...43 3-3-1 工作壓力 ………..43 3-3-2 次冷度的計算與飽和狀態的判定 ……….43 3-3-3 熱損估算 ……….44 3-3-4 熱通量 ….………45 3-3-5 表面溫度 ……….45 3-3-6 熱傳係數 ……….46 第四章 結果討論與分析 ……….….58

4-1 熱損值與熱損百分比 ………….………..………58 4-2 實驗之流動沸騰曲線探討 ……….………….….59 4-3 氣泡成長流譜之探討 ……….….……..…...60 4-4 核沸騰曲線之遲滯現象 ……….…….………….62 4-5 不同次冷度對單相熱傳及臨界熱通量之探討 ……….….………….63 4-6 不同次冷度對熱傳係數之探討 ………..……….64 4-7 不同次冷之氣泡流譜圖探討 ……….….………….65 4-8 不同流速對單相熱傳及臨界熱通量之探討 ………….……….………….66 4-9 不同流速對熱傳係數之探討 ……….……….……….68 4-10 不同流速之氣泡流譜圖探討 ………..……….….…………..68 4-11 熱傳經驗方程式 ………..69 第五章 結論與建議 ………123 5-1 結論 ……….123 5-2 建議 ……….125 參考文獻 ………..126 附錄一 晶片表面粗糙度量測之前置作業….………...………132

附錄二 晶片表面粗糙度 ………..……..……..…133

附錄三 不準度分析 ……….………...……..…134

自傳 ………..136

表 目 錄

表3-1 介電液 FC-72 於一大氣壓之熱物理性質 ………...………47 表3-2 水力發展長度表 ………48 表3-3 晶片表片粗糙度第一次量測數據 ………49 表3-4 晶片表片粗糙度第二次量測數據 ………49 表3-5 晶片表片粗糙度第三次量測數據 ………49 表4-1 實驗最大之不準度………...……….………..…72

圖 目 錄

圖1-1 藉由氣冷散熱方式 ………10 圖1-2 藉由熱管散熱方式 ………10 圖1-3 藉由熱交換器散熱方式 ………11 圖1-4 藉由直接液冷散熱方式 ……….…………..………….11 圖1-5 臨界熱通量之機制 ………12 圖1-6 臨界熱通量及次冷度 30℃之八種流向的氣泡流譜 ………...13 圖1-7 次冷度 30℃、流速 0.5m/s 之八種流向的氣泡流譜 ……….…..14 圖1-8 次冷度 30℃、流速為 1.5m/s 之八種流向的氣泡流譜 ………...15 圖1-9 次冷度 3℃、流速為 0.1m/s 之八種流向的氣泡流譜 ………16 圖1-10 次冷度 3 ℃、流速為 1.5m/s 之八種流向的氣泡流譜 ………17 圖1-11 CHF、飽合流狀態隨不同速度之八種流向的氣泡流譜分析圖 ………18 圖2-1 池沸騰曲線示意圖 ………28 圖2-2 流動沸騰熱傳示意圖 ……….…...29

圖2-3(a) Zhang , Mudawar and Hasan [29] , FC-72 在次冷度 3℃時，八種不同 流向之流速與熱通量關係圖 ………30

圖2-3(b) Zhang , Mudawar and Hasan [29] , FC-72 在次冷度 30℃時，八種不同 流向之流速與熱通量關係圖 ………....31

圖2-5(a) Ghristopher 和Mudawar [53]在水平矩形流道進行次冷度3℃之流譜拍攝 ....…….33 圖2-5(b) Ghristopher 和Mudawar [53]在水平矩形流道進行次冷度29℃之流譜拍攝 ……..33 圖3-1 工作流體之循環系統示意圖 ………....50 圖3-2 測試段流道示意圖 ……….…...51 圖3-3 測試段流道尺寸設計標示圖 ………52 圖3-4(a) 流道中加熱晶片之正視剖面圖及尺寸設計標示圖 ………53 圖3-4(b) 流道中加熱晶片之側視剖面圖 ………...53 圖3-5 測試段流道之托架設計圖 ………....54 圖3-6 測試段流道之托架尺寸標示圖 ………55

圖3-7 模擬電腦 CPU 晶片之無氧銅(oxygen-free copper)銅塊 ……….56

圖3-8(a) 鐵氟龍側面熱損實驗熱電偶配置圖 ………57 圖3-8(b) 鐵氟龍底面熱損實驗熱電偶配置圖 ………...57 圖4-1 輸入功率與熱損值之關係圖 ………73 圖4-2 輸入功率與熱損百分比之關係圖 ………74 圖4-3 一大氣壓、Re800、次冷度 33℃沸騰發展過程之沸騰曲線圖 .…...75 圖4-4 FC-72 在垂直矩形流道中流過平滑加熱面之氣泡流譜圖 ……….76 圖4-5 本流動沸騰實驗在完全發展流下之流體速度分布圖………77 圖4-6 (a) Heindel et al 在流道高度為 6.96mm 拍攝之氣泡成長過程圖[55]……...78 圖4-6 (b) 本實驗在流道高度為 3mm 時所拍攝之氣泡成長過程圖[55] ….….79

圖4-7 次冷度 33℃、Re800、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………80 圖4-8 次冷度 28℃、Re800、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………….………81 圖4-9 次冷度 23℃、Re800、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………82 圖4-10 次冷度 33℃、Re1600、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………….………83 圖4-11 次冷度 28℃、Re1600、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………84 圖4-12 次冷度 23℃、Re1600、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………85 圖4-13 次冷度 33℃、Re2400、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………86 圖4-14 次冷度 28℃、Re2400、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………87 圖4-15 次冷度 23℃、Re2400、垂直 90o流向之沸騰曲線圖 ………88 圖4-16 Re800、垂直 90o流向時，不同次冷度之沸騰曲線比較圖………89 圖4-17 Re1600、垂直 90o流向時，不同次冷度之沸騰曲線比較圖………90 圖4-18 Re2400、垂直 90o流向時，不同次冷度之沸騰曲線比較圖………91 圖4-19 一大氣壓、Re800、垂直 90o流向時，不同次冷度之沸騰 起始點至臨界熱通量之沸騰曲線比較圖 ………92 圖4-20 一大氣壓、Re1600、垂直 90o流向時，不同次冷度之沸騰 起始點至臨界熱通量之沸騰曲線比較圖 ………93 圖4-21 一大氣壓、Re2400、垂直 90o流向時，不同次冷度之沸騰 起始點至臨界熱通量之沸騰曲線比較圖 ………94 圖4-22 一大氣壓下，臨界熱通量 CHF 與不同次冷度之關係圖………95

圖4-23 在一大氣壓及臨界熱通量下，晶片壁溫與不同次冷度之關係圖……..96 圖4-24 本實驗與 Tso，Tou 和 Xu [36]以不同次冷度在核沸騰後至 臨界熱通之沸騰曲線比較圖 ………97 圖4-25 Re800、垂直 90o流向時，不同次冷度之熱傳係數比較圖 ………98 圖4-26 Re1600、垂直 90o流向時，不同次冷度之熱傳係數比較圖 ………99 圖4-27 Re2400、垂直 90o流向時，不同次冷度之熱傳係數比較圖 …………100 圖4-28 在一大氣壓及臨界熱通量下，熱傳係數 h 與不同次冷度之關係圖…101 圖4-29 Re=800，流向垂直 90o，次冷度23℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…102 圖4-30 Re=800，流向垂直 90o，次冷度28℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…102 圖4-31 Re=800，流向垂直 90o，次冷度33℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…102 圖4-32 Re=1600，流向垂直 90o，次冷度23℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…103 圖4-33 Re=1600，流向垂直 90o，次冷度28℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…103 圖4-34 Re=1600，流向垂直 90o，次冷度33℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…103 圖4-35 Re=2400，流向垂直 90o，次冷度23℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…104 圖4-36 Re=2400，流向垂直 90o，次冷度28℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…104 圖4-37 Re=2400，流向垂直 90o，次冷度33℃之近臨界熱通量氣泡流譜圖…104 圖4-38 次冷度 23℃，流向垂直 90o，不同雷諾數之沸騰曲線比較圖…………..105 圖4-39 次冷度 28℃，流向垂直 90o，不同雷諾數之沸騰曲線比較圖…………..106 圖4-40 次冷度 33℃，流向垂直 90o，不同雷諾數之沸騰曲線比較圖………..…107

圖4-41 一大氣壓、次冷度 23℃、垂直 90o流向時，不同雷諾數 之沸騰起始點至臨界熱通量之沸騰曲線比較圖 ……...…………..….108 圖4-42 一大氣壓、次冷度 28℃、垂直 90o流向時，不同雷諾數 之沸騰起始點至臨界熱通量之沸騰曲線比較圖 ……...…………..….109 圖4-43 一大氣壓、次冷度 33℃、垂直 90o流向時，不同雷諾數 之沸騰起始點至臨界熱通量之沸騰曲線比較圖 ……...………...……110 圖4-44 一大氣壓，臨界熱通量 CHF 與不同雷諾數之關係圖 ……….…111 圖4-45 在一大氣壓及臨界熱通量下，晶片壁溫與不同雷諾數之關係圖……112 圖4-46 本實驗與 Tso，Tou 和 Xu [36]以不同流速在核沸騰後至 臨界熱通量沸騰曲線比較圖………...…………..……….………..113 圖4-47 次冷度 23℃，流向垂直 90o，不同雷諾數之熱傳係數比較圖…………..114 圖4-48 次冷度 28℃，流向垂直 90o，不同雷諾數之熱傳係數比較圖…………..115 圖4-49 次冷度 33℃，流向垂直 90o，不同雷諾數之熱傳係數比較圖…………..116 圖4-50 在一大氣壓及臨界熱通量下，熱傳係數 h 與不同雷諾數之關係圖…...117 圖4-51 次冷度 23℃，流向垂直 90o，Re800 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…….118 圖4-52 次冷度 23℃，流向垂直 90o，Re1600 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…..118 圖4-53 次冷度 23℃，流向垂直 90o，Re2400 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…..118 圖4-54 次冷度 28℃，流向垂直 90o，Re800 之近臨界熱通量氣泡流譜圖……119 圖4-55 次冷度 28℃，流向垂直 90o，Re1600 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…..119

圖4-56 次冷度 28℃，流向垂直 90o，Re2400 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…..119 圖4-57 次冷度 33℃，流向垂直 90o，Re800 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…....120 圖4-58 次冷度 33℃，流向垂直 90o，Re1600 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…..120 圖4-59 次冷度 33℃，流向垂直 90o，Re2400 之近臨界熱通量氣泡流譜圖…..120 圖4-60(a) 介電液 FC-72 在垂直矩形流道中之沸騰熱傳係數實驗值 與預測值之比較圖……….…….121 圖4-60(b) 介電液 FC-72 在垂直矩形流道中之沸騰熱傳係數實驗值 與預測值之比較圖……….…….122 圖附二 表面粗糙度之定義圖 ………..………..…133

符 號 說 明

A 加熱面之熱傳面積 m2 Ac 流道之截面積 m2 a 每垂直加熱面之重力 m/s2 B 突出流道之高度 mm CHF 臨界熱通量 W/m2 Cp,f 液體比熱 J/Kg℃ c 比熱 J/Kg℃ D 流道直徑 mm Di 流道內緣直徑 mm Do 流道外緣直徑 mm Dh 水力直徑 mm F 摩擦因子 g 重力加速度 m/s2 Hd 流道高度 mm hfg 蒸發潛熱 KJ/Kg h 熱傳係數 W/m2℃ I 電源供應器所量測之電流 A K 流體熱傳導性 W/m℃

Kc 銅塊熱傳導性 W/m℃ Lh 水力發展長度 mm L 測試段長度 mm n 雷利數之指數 P 系統壓力 kPa Q 熱通率 W q” 熱通量 W/m2 r 氣泡半徑 mm Tsat 介電液 FC-72 之飽和溫度 ℃ Tsub 介電液 FC-72 之飽和溫度 ℃ Tin 流道進口溫度 ℃ Twall 壁面溫度 ℃ t 熱電偶至晶片表面之距離 mm U 流道內平均速度 m/s V 電源供應器所量測之電壓 V

無因次參數

Fo 傅立葉數 ₂ H t Fo=α⋅ Gz 葛瑞茲數 L D Pr Re Gz₌ ⋅ ⋅ i Nul 加熱源長度之紐賽數 k l h Nu_l = ⋅ Pe 培雷數 Pe=Re*Pr Pr 普朗特數 α ν = Pr Ral 加熱源長度上之雷利數 να β k l q g Ra 4 " l = Re 雷諾數 ν UD Re= We 偉伯數 σ ρ U L We 2 f ⋅ ⋅ =

希臘符號

α 熱擴散係數 β 熱膨脹係數 1/K ∆U 速度差 m/s ∆T 溫度差 ℃ θ 流道內之流動角度 ε 熱損失率 λ 中間介面波長 µ 動力黏滯力 _N⋅S/m2

ν 運動黏滯力 m2/s ρg 氣體密度 Kg/m3 ρf 液體密度 Kg/m3 σ 表面張力 N/m

下標符號

ave 平均數 cri 臨界點 fg 液相及氣相之差 f 液體 g 氣體 sub 次冷度 sat 飽和度

第一章 緒論

1-1 研究背景

隨著高科技時代的來臨，電子設備朝縮小化及提升高效能方向進行，在元件 縮小化且密集化的同時亦增加了熱通量(heat flux)，促使電子散熱裝置日趨重 要。在早期的筆記型電腦主要是採用自然對流的方式散熱，隨著CPU 熱量的提 高，現在筆記型電腦通常利用強迫對流來幫助散熱。筆記型電腦的微處理器雖然 小，但熱通量可達106W/m2。電子元件故障時，主要影響因素來自於溫度，因為 電子元件的溫度每上升10℃，可靠度將會降低一半 [1]。為使電子元件能夠在正 常且最佳的狀態下操作，必須設計特殊機構來達到散熱和控制溫度的目的。目前 的散熱方式主要有三大種類： 1. 氣冷方式 [2]：利用增加散熱片面積或再加上風扇作強制對流散熱，如 圖 1-1 所示。 2. 熱管冷卻方式 [3~4]：利用熱管或微熱管，甚至再加上熱交換器，如圖 1-2、 圖 1-3 所示。 3. 直接液冷方式：利用液體的單相或雙相流動沸騰直接散熱，如圖 1-4 所示。 第一種方式的散熱方法使用散熱片或風扇，最大的好處是成本低，被大多數 廠商所接受。

地將熱從一端傳導到另一端。熱管其長度及直徑都非常小，裏面有芯和工作流 體，例如：水。將管內先抽成真空後再將工作流體灌入，其熱傳效果比同尺寸的 銅材高出一百多倍。這種散熱概念是由美國俄亥俄州G.M 公司的 Gauglar [5]在 1942 年所提出的觀念。而熱管這個詞首先是出現在 1963 年 Grover [6]的專利中。 其優點是沒有移動式的零件，全部零件都密封在內，不必消耗電力，而且因為是 完全密封，所以使用壽命長久。 第三種方式是「直接液冷」的方式，其優點一方面是熱傳效果較佳；另一 方面也可減少傳統元件形成接觸熱阻的問題。例如在本論文中是利用3M 公司[7] 的FC-72 為工作流體，利用相變化的核沸騰熱傳機制，經由實驗證明具有高效率 的熱傳性能 [8~10]。因此相變化的沸騰熱傳加上強制對流技術的開發，將可大 幅提升微電子晶片的散熱量。Mudawar and Maddox [11]認為微電子晶片要達到

1MW/m2 之散熱熱通量，其微電子晶片的溫度必須使其維持低於 85℃下，才能 確保電腦系統的穩定度。對此類微冷卻技術的發展，主要希望用來解決目前高密 集性電子元件之散熱問題，他們提出使用介電液為散熱工作流體之優點要具有： 化學穩定性佳、無毒、具不可燃性和高介電性、相較於氣體有較高的熱傳係數。 Bar-Cohen,1993 [12]認為採用介電液有低沸點溫度的特點，例如：FC-72 沸 點溫度為56.6℃，也是一種環保的冷劑，因為 FC-72 為非氟氯碳化物(non-CFCs)， 不含氯，避免造成臭氧層的破壞。

1-2 研究目的

近年來微電子晶片體積越來越小，相對於已往的晶片具有較高的密集性，所 以散熱的考量就越形重要。關於使用「直接液冷方式」來模擬CPU散熱的技術， 此項技術已採用於開發的電子產品。在過去一些相關研究中，以流動沸騰的方式 用於電子冷卻的研究至今依舊有很大的發展空間。本研究主要目的為要探討介電 液FC-72在矩形流道內對測試模擬晶片之流動沸騰實驗，並探討氣泡成長特性、 兩相流沸騰熱傳過程、熱傳係數及臨界熱通量(critical heat flux )與不同參數之關 連性分析。所選用的參數分別為流體次冷度及流速，在系統壓力為一大氣壓之完 全發展流(fully developed flow)的狀態下，探討介電液FC-72在垂直矩形流道之流 動沸騰熱傳性能。另外為提供對電子元件散熱設計進一步的參考，將使用數位相 機將氣泡流譜(flow pattern)拍攝下來，以觀察所拍攝流譜在各種參數下的變化。

1-3 文獻回顧

介電液(dielectric fluid)使用的紀錄可追朔到 1940 年末期的軍用電子系統，但 是直到1980 年這項技術才被認真考慮使用於解決數位電腦的高溫散熱問題，其 技術成功應用於1980 年的 Gray-2 (FC-72 單相熱傳對流)及 SS-1(FC-77 單相對流) 超級電腦上，有效減少電子元件的封裝比重及改善系統的雜訊與高溫問題。 Mudawar and Anderson [13] 認為電子元件的封裝會在晶片及封裝材質介面形成 接觸熱阻，而直接液冷可減少此熱阻問題。

本節文獻回顧細分為四小節，分別為單相熱傳分析、流動沸騰熱傳分析、臨 界熱通量、氣泡特性與流譜分析。

1-3-1 單相熱傳分析

Peng and Peterson [14~16] 分析工作流體對於單相熱傳與壓降在層流

(laminar flow)區及紊流(turbulent flow)區之影響因素，在不同的矩形微流道的寬 高比(aspect rates)及水力直徑，Nu 不僅是 Re 與 Pr 的函數，同時也會隨著幾何形 狀的不同而有所差異。

Peterson et .al [17] 利用甲醇(Methanol)為工作流體在矩形微流道中的平板做 單相強制對流的實驗。結果發現流體的流速、次冷度、性質和微流道的幾何結構 (microchannel geometric configuration)對於熱傳、冷卻性能及流體流動模式會產生 影響。

Wahib、 Owhaib and Palm [18] 以 R-134a 為工作流體，分別以 1.7mm、 1.2mm、0.8mm 的管徑在單圓管微流道(single circular micro-channels) 進行單相 熱傳的實驗。此實驗之雷諾數(Re)之範圍為 1000~17000，其熱傳係數會隨著管徑 的縮小而增加。實驗結果可歸納在不同幾何形狀大小之流道，其實驗值與經驗式 也將有所差異。相對於大流道而言，在紊流區時，大流道與微流道之實驗值皆與

經驗式非常接近；但在層流區，當Re 低於 5000 時，微流道之實驗值與經驗式

Choi et al. [19] 在 1991 年發展層流區及紊流區之經驗式如下： 當 Re<2000 時： Nu=0.000972Re1.17_Pr1/3 _{………..(1-1)} 當2500<Re<20000時： Nu=(3.82×10-6_)Re1.96_Pr1/3 _{……….…..(1-2)} Yu [20] 發展之紊流(turbulent flow)區，6000<Re<20000，其經驗式如下: Nu=0.0007Re1.2_Pr0.2 _{………..……….………… (1-3)} Bhowmik and Tou [21]以水為工作流體，模擬電腦 CPU 晶片散熱的流動沸

騰實驗，利用一開關控制熱源為ON 或 OFF，對一列四顆 10mm*10mm 的晶片

在垂直矩形流道進行暫態自然對流熱傳 (transient nature convection heat transfer) 的熱傳分析，將晶片平貼在流道面(flush-mounted chip)讓水流過矩形流道作散 熱。其熱通率範圍為1~6 KW/m2，建立的單相熱傳經驗式如下： Nul=1.06 Fo-0.47Ral0.25 ……….……...….(1-4) Nul=hl/k=q”l/k(Twall-Tin) ……….(1-5) Ral=gβq”l4/kνα Fo=αt/H2 其中 l 為流過晶片的特徵長度，h 為水的熱傳係數，k 為晶片的熱傳導係數， Twall為加熱壁面溫度，Tin為測試段進口溫度，g 為重力加速度，β 為熱膨脹係， q”為加熱通量，α 為熱擴散係數，ν 為運動黏滯力，H 為晶片厚度。

1-3-2 流動沸騰熱傳分析

Lee and Simon [22]在均勻加熱通道上進行次冷沸騰的實驗，所建立的核沸 騰曲線與流體速度及次冷度為彼此互相獨立的關係。對於單加熱源在不同速度及 次冷度，隨著壓力的增加會造成沸騰曲線有向左偏移的現象。Samant and Simon [23] 認為沸騰曲線之傾斜程度在核沸騰區域時，會隨著速度之增加而更傾斜。 Maddox and Mudawar [24] 及 Mudawar and Maddox [11] 也提出沸騰曲線會隨著 流體速度及次冷度之增加而更傾斜。

McGillis et .al [25]以 R-113 作為冷劑，在四種不同突出流道表面的高度，

分別為0.0mm、0.8mm、1.6mm、2.4mm 進行垂直矩形流道的流動沸騰實驗，並

提出在完全發展核沸騰時，其流體速度並不會造成任何影響。而突出流道表面的 晶片之表面溫度高於平貼流道表面的晶片。

Gersey and Mudawar [26] 使用 FC-72 為工作流體，將九顆 10mm*10mm 的 晶片排列放置在垂直矩形流道中進行強制對流沸騰熱傳的實驗，觀察晶片突出於

流道表面之效應，突出高度為1mm，流道寬度為 20mm，結果發現流速及次冷

度對沸騰曲線所造成的影響在晶片平貼於流道表面時與在晶片突出流道表面時 之結果很相似。McGillis et al. [25]也認為在核沸騰狀態下，在晶片平貼於流道表 面時與在晶片突出流道表面時之結果很相似。

1-3-3 臨界熱通量

Galloway and Mudawar [27~28 ] 提出臨界熱通量之機制，如圖 1-5 所示。

圖1-5 中之右邊的壁面為絕緣，而左邊為加熱壁面，而流體之流向在一個重力場

的情況下垂直向上流。在加熱面上會產生蒸氣波浪層(wavy vapor layer)，使得加 熱面乾化，但是在蒸氣波浪的谷底部位會餘留一些濕潤線(wetting front)的不連續 之液體接觸面，且其濕潤線的間距會沿著流動方向向下游成長。而臨界熱通量的 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，臨界熱通量起 始時上游端會先被蒸氣覆蓋，接著覆蓋面快速的發展向下游處推進，直至整個加 熱面被蒸氣層所覆蓋。在此臨界熱通量機制的流動沸騰系統中，a 為流體之加速 度，g 為重力加速度。當 a/g >>1 時，波長所受變數之影響為根據泰勒不穩定 (Taylor instability)，即表面張力與重力之平衡。當 a/g =1 時，波長所受變數之影

響將更為複雜，在不同的速度下會產生不同特徵的不穩定性。當a/g <<1 時，波

長所受變數之影響為根據赫爾霍次不穩定(Helmholtz instability )，即在高速度時 表面張力與慣性力之平衡。但在低速度時，可能會造成整個加熱裝置的壁面溫度 遽升，而導致燒燬。

Zhang , Mudawar and Hasan [29]以 FC-72 為工作流體，在矩形微流道垂直方 向、水平方向及傾斜方向，共八種流動方向進行流動沸騰在飽和流狀態及次冷流 狀態對臨界熱通量的影響。在此流動沸騰實驗中影響臨界熱通量有三項主要因 素，分別為重力(body force)、表面張力(surface tension force)及慣性力(inertia)。

1-3-4 氣泡特性與流譜分析

Zhang , Mudawar 和 Hasan [29] 以 FC-72 為工作流體在截面積 5mm × 2.5mm 的矩型流道中流動，進行飽和流狀態及次冷流狀態對臨界熱通量的流動沸 騰實驗，觀察在不同條件下的氣泡特性與分析流譜，其流向分為垂直方向、水平 方向及傾斜方向共八種流動方向。 在此實驗中，作者以速度、飽和度、次冷度、流向為參數。以 0.1 m/s 、 0.2m/s、0.5 m/s、1.0 m/s 及 1.5 m/s 為速度的變數，而飽和度為 56.6℃，次冷度 以3℃及 30℃為變數，流向以正 X 軸為 00 ，逆時針每增加 450 為一個流向。如 圖1-6 所示，其他角度分別為 450，900，1350，1800，2250，2700，3150。 在次冷度為 30℃ , 速度為 0.5 m/s 的條件下，如圖 1-7 所示，在 θ=3150，00， 450 時，此時加熱面在流道下端，由於自然對流所造成的浮力效應，氣泡將垂直 向上沿著加熱表面離開，故可以看見在管道中的上層及下層都是氣泡。另外在 θ=900，1350，1800及2250時，此時加熱面已漸漸變成在流道上端，氣泡非常容 易合併而變成蒸氣波浪層，沿著加熱表面流動，故比在θ=3150，00，450 時的氣 泡大。而在θ=2700時，會有非常多的小氣泡，多半都是鄰近在加熱表面。在次 冷度為30℃ , 速度為 1.0 m/s 的條件下，因流速增加，阻力也增加，故其結果與 速度為0.5 m/s 時相差不多。當速度增加到最大速度為 1.5 m/s 的條件下，如圖 1-8 所示，由於速度增加，氣泡互相影響越劇烈，故氣泡之特徵為小而多。在次 冷度為3℃，速度為 0.1 m/s 的條件下，如圖 1-9 所示，在 θ=3150，00，450 時，

氣泡一樣會受自然對流所產生的浮力影響，在流道內會合併成許多大氣泡在加熱 表面上。在θ=900，1350 時，氣泡合併成蒸氣波浪層。在 1800，2250，2700 時， 蒸氣與液體分開成上下兩層，此現象稱為分層(stratification)現象，氣泡形成膜沸 騰(film boiling)狀態，故其臨界熱通量較小。當速度增加到最大速度為 1.5 m/s 時，如圖1-10 所示，其氣泡會互相影響越劇烈，且特徵為小且多，與圖 1-8 一 樣。在飽和流狀態下，他們用圓盤分佈圖將臨界熱通量、八種流向及不同速度之

關係表示如圖1-11。主要可分為六種狀態：波浪蒸氣層(wavy vapor layer)、池沸

騰( pool boiling)、蒸氣在液體上之分層(stratification of vapor above liquid)、蒸氣 淤塞(vapor stagnation)、蒸氣逆向流(vapor counterflow)、蒸氣分離同心流(separated concurrent vapor flow)。

圖1-1 藉由氣冷散熱方式 [2]

圖1-3 藉由熱交換器散熱方式 [4]

圖1-5 為波浪狀蒸氣層沿著加熱表面在臨界熱通量(CHF, critical heat flux)之 垂直向上的熱傳遞現象，此時重力場為一個重力場 [27~28]。

圖1-6 為工作流體 FC-72 在流道中的八種流動方向，以正 X 軸方向定為 00 _{， 依} 序以逆時針每 450 _{為一個流向，分別為 45}0_，900_，1350_，1800_，2250_，2700_， 3150_{，最後再回到0}0 _[29]。

圖1-7 為工作流體 FC-72 在流道中之八種流向的氣泡流譜，其條件是次冷度 為 30℃，而流速為 0.5m/s [29]。

圖1-8 為工作流體 FC-72 在流道中之八種流向的氣泡流譜，其條件是次冷度 為 30℃，而流速為 1.5m/s [29]。

圖1-9 為工作流體 FC-72 在流道中之八種流向的氣泡流譜，其條件是次冷度 為 3℃，而流速為 0.1m/s [29]。

圖1-10 為工作流體 FC-72 在流道中之八種流向的氣泡流譜，其條件是次冷度 為 3 ℃，而流速為 1.5m/s [29]。

圖1-11 為工作流體 FC-72 在流道中隨著不同速度之差異之八種流向的氣泡流 譜分析圖，其條件是在臨界熱通量(CHF, critical heat flux), 飽和流狀 態 [29]。

第二章 流動沸騰理論分析

2-1 單相熱傳分析

Bhowmik and Tou [30] 以 FC-72 為工作流體，模擬電腦 CPU 晶片散熱的流

動沸騰實驗，利用一開關控制熱源為ON 或 OFF，對一列四顆 10mm*10mm 的

晶片在5mm*20mm 的矩形流道垂直方向進行暫態強制對流熱傳 (transient forced

convection heat transfer)的熱傳分析，將晶片貼平在流道面讓介電液 FC-72 流過矩

形管道作散熱。雷諾數(Re)範圍為 800~2625，其熱通率範圍為 1~7 W-cm-2，其建

立的單相熱傳經驗式如下:

Nul=0.776 Pel1/3Fo-0.74 ………..…(2-1)

Nul=hl/k=q”l/k(Twall-Tin) ………..(2-2)

Pel=RelPr Rel=Ul/ν Fo=αt/H2

其中 l 為流過晶片的特徵長度，h 為水的熱傳係數，k 為晶片的熱傳導係數， Twall為加熱壁面溫度，Tin為測試段進口溫度， q”為加熱通量，α 為熱擴散係數， ν 為運動黏滯力，H 為晶片厚度。

2-2 池沸騰曲線

Nukiyama [31] 在 1934 年以水平白金絲浸入水中加熱作沸騰實驗，所繪出 熱通量對過熱度∆T 的沸騰曲線, 可分為四個區域，分別為單相自然對流區(single

phase nature convection region)、核沸騰區(nucleate boiling region)、部分膜沸騰區 (partial film boiling rejion)、膜沸騰區(film boiling region)，如圖 2-1 所示。

A-C：單相自然對流區 此區為加熱源對壁面加熱所造成初始的液體溫度差，由於液體有溫差，所 以造成了密度差而產生自然對流，此時加熱壁面並無氣泡產生。 C-D-E：核沸騰區 當熱通量達到一定通量值時，即開始產生氣泡(C 點)，此時的過熱度為起始 沸騰過熱度，隨著熱通量的增加，當達到一定程度時，壁過熱度(Twall-Tsat)突然 比自然對流區的過熱度小，使熱傳率大大提昇，故曲線往左上方偏移到(D 點)。 隨著加熱壁面溫度持續加溫，熱通量增加到某一程度，所產生的氣泡幾乎佔滿整 個加熱壁面，過熱度會急速增加，此時熱通量為近臨界熱通量(E 點)。 E-F：部份膜沸騰區 加熱壁面上會存在一層不穩定的蒸氣膜，而液體仍會斷斷續續地重新潤濕 加熱壁面，形成液體與氣體相互交替覆蓋的現象。 F-G：膜沸騰區 隨著熱通量的增加，氣泡也隨之增加，此時加熱壁面會被氣泡完全覆蓋， 而在加熱壁面上形成一個氣膜，氣泡則規則地由蒸氣膜上週期性地產生。熱量的 傳遞主要是靠蒸氣膜內的傳導和對流，當壁面溫度甚高時，則主要是靠輻射來傳 遞熱量，此時的熱傳係數比起核沸騰大很多。

E-D-B-A：沸騰遲滯現象(boiling hysteresis)

當達到近臨界熱通量時，降低對壁面的加熱功率，沸騰曲線不會與增加對 壁面加熱功率的曲線重合，此現象稱為沸騰遲滯現象(boiling hysteresis)

2-3 池沸騰熱傳機制

Bar-Cohen and Rohsenow [32] 認為當氣泡由表面脫離後，液體迅速由兩側補 入所引起的局部擾動，使得對流熱傳增強。並以此為基礎發展出以下的核沸騰關 係式： 1.7 l p l 0.33 o.5 v l lv l " sf lv p ] k C [ ] ) ) -g( ( h q [ C ) h T C ( l ⋅ ⋅ ⋅ l ⋅ = ∆ ⋅ µ ρ ρ σ µ ………….(2-3) 其中 Csf為經驗常數，且隨加熱面與工作流體的不同而異。若無適當的經驗 值，他們建議使用0.013。

Katto , Yokoyo and Teralka [33] 提出成核數目與熱傳係數成正比，在粗糙 的表面會有許多的孔穴，這些孔穴會使氣泡陷入，因而提供更多、更大的氣泡成 長位置。故粗糙表面的成核密度大於光滑表面。

2-4 流動沸騰熱傳分析

圖2-2 [34]為管流流動沸騰示意圖。當加熱源對壁面開始加熱時，流體剛吸 收從壁面傳來的熱量，壁面溫度及流體平均之溫度還沒達到飽和溫度，故在流道 中流動的型態是單相流；隨著加熱的時間所產生更多的熱量，壁面會先達到沸點

溫度產生沸騰現象，但是流體平均溫度還未達到沸點溫度，則此時之流動型態稱 為次冷態沸騰；當流體平均溫度也達到了飽和溫度，此時壁面溫度及流體溫度皆 達到飽和溫度，則稱為飽和態流動沸騰；隨著從壁面加熱的溫度繼續升高，會產 生分層(stratification)現象，管內壁會有一層液膜，而氣體在管子中央流動，且挾 帶一些液滴，稱為液滴流(drop flow)，此時強制對流熱傳的效應流過液膜，會使 流體的流動型態成為環狀流(annular flow)，此環狀流熱傳效果佳；隨著壁溫的升 高，流道後段的液膜會越來越薄，液體的成分會遠小於氣體的成分，最後液膜乾 化(dryout point)即達到臨界熱通量，而流動型態最後又成為單相流。

2-4-1 流速與次冷度的影響

Zhang , Mudawar 和 Hasan [29] 以 FC-72 為工作流體在截面積 5mm × 2.5mm 的矩型流道中流動，進行飽和流狀態及次冷流狀態對臨界熱通量的流動沸 騰實驗，觀察在不同的條件下的氣泡特性與分析流譜，其流向分為垂直方向、水 平方向及傾斜方向共八種流動方向。圖2-3(a)及圖 2-3(b)分別為次冷度 3℃及 29 ℃時之不同流速對八種流向之熱通量的影響，結果發現比較兩圖後，次冷度較大 者，其各流向之臨界熱通量大於次冷度較小者，這是因為次冷度較大者，其工作 流體溫度較低，冷凝效果較佳，故臨界熱通量較大。而流速較快者，可帶走較多 的熱量，臨界熱通量較大，故從圖2-3(a)及圖 2-3(b)可發現流速較大者，其曲線 較靠外圍，代表臨界熱通量較大。

Peng、Wang and Peterson [35] 在 1998 年發現一個使雙元混合物之流動沸 騰熱傳效果達到最佳化的混合濃度，此最佳化混合濃度的大小則由流速與次冷度 來決定。Tso, Tou, and Xu [36]以 FC-72 為工作流體，模擬電腦 CPU 晶片散熱的

流動沸騰實驗，利用一列四顆10mm*10mm 的晶片在狹窄矩形流道做垂直方向 的沸騰熱傳分析，分別將晶片貼平在流道面(flush-mounted chip)及突出流道面 (protruded chip)讓介電液 FC-72 流過矩形流道，並觀察其流體速度及次冷度對臨 界熱通量所造成影響，其中晶片突出高度(B)為 2mm。流速範圍在 4.2~78cm/s， 雷諾數在1000~30000，次冷度範圍在 15℃~33℃，並提出以下結論： 1. 在部份發展流時，增加流體流速及次冷度可使晶片表面溫度下降；然而在完 全發展核沸騰時，流體之流速及次冷度並不太會影響晶片表面溫度。 2. 臨界熱通量會隨著流體速度及次冷度之增加而變大，但在速度低於 20cm/s 之 情況下則影響不大。 3. 在部份發展核沸騰時，晶片貼平於流道的表面溫度比晶片突出流道的表面溫 度低；而在完全發展核沸騰時，前者與後者之晶片表面溫度所受的影響差異 不大。 4. 晶片貼平於流道之臨界熱通量會高於晶片突出流道之臨界熱通量。 Mudawar and Qu [37] 在 2002 年之實驗結果發現，在低流速區之流速的增 加通常會使氣泡的脫離直徑變小，而進口流速的增加會導致起始沸騰熱通量、出 口次冷度及流道底面過熱度的增高。

2-4-2 工作流體熱力性質的影響

Bergles、Bakhru and Shires [38] 在 1988 年進行矩形管道內單邊加熱面的次 冷流動沸騰實驗，發現流體的熱物理性質及壓力值為主要影響因素。

2-4-3 不凝結氣體的影響

Wu and Simon [39] 在 1994 年探討在小的加熱區域中，介電液內之不凝結 氣體對於次冷流動沸騰的影響，其實驗結果發現FC-72 在含有不凝結氣體及除氣 後，在低熱通量的狀況下，其沸騰曲線會有明顯之差異；而在高熱通量時則差異 性不大，其原因為接近壁面的液膜在高熱通量時會被加熱面除氣。但即使在高熱 通量部分的沸騰曲線不太受不凝結氣體之影響，其臨界熱通量仍然會降低10%。

2-4-4 微小管道之數目的影響

Peng、Wang and Peterson [35]在 1998 年之實驗結果發現，增加矩形流道中的 微小管道數量，並利用適當的管道結構配置亦能改善流動熱傳係數；而熱傳係數 的增加量是隨著流道尺寸縮小而降低。

2-5 臨界熱通量

當達到臨界熱通量時，此時熱傳係數會由一個極大值降到一個相當低的 值，而壁面的溫度也會突然升的很高，甚至會把加熱的壁面燒毀，故在本流動沸

騰實驗中，要注意何時會發生溫度的驟升，則必須迅速關閉加熱源以保護電加熱 片。流動沸騰的臨界熱通量依其蒸氣乾度的大小主要有兩種不同的機制：

1. 偏離核沸騰機制 (DNB，departure from nucleate boiling) 2. 液膜乾化機制 當流動型態為次冷沸騰或低蒸氣乾度時，此時即為偏離核沸騰機制。加熱表 面附近會有劇烈的蒸氣產生，使主流的液體無法補充蒸發所消耗的液體，因此會 在加熱表面上會形成導熱不佳的蒸氣膜；而在高蒸氣乾度的流動沸騰，其雙相流 的型態為環形流，臨界熱通量的形成主要是液膜的乾化，所以也稱此時的臨界熱 通量為乾化熱通量。而影響CHF 的五個影響流動沸騰的因素，包括重力(body force)、流速、次冷度、表面張力(surface tension)、及乾度(quality)。 Ma and Chung [40] 在 2001 年以 FC-72 為工作流體，進行在微重力 (microgravity)下的強制對流沸騰之實驗對臨界熱通量的影響，其結果發現在微重 力與在地球重力(terrestrial gravity)的情況下相較，其臨界熱通量會較低。 Mudawar , Howard and Gersey[41] 提出在近垂直表面下，隨著不同流體流向 及加熱表面的方向，流體所流之加速度與所受重力場之影響也會不同，故流體加 速度及重力加速度對臨界熱通量將造成影響。

Howard and Mudawar[42]認為表面方位之效應對於臨界熱通量之影響分為 三種情形 : 近水平向上(near-horizontal upward-facing)，近垂直(near-vertical) , and 向下(downward-facing)。在近水平向上狀況下，蒸氣將受浮力(buoyancy)垂直向

上離開加熱表面 [43]。而近垂直狀況下，蒸氣波浪將沿著加熱表面伸展，如圖 1-5 的臨界熱通量機制之流動沸騰。而向下的情況，蒸氣將在加熱表面上反覆成 層，並降低臨界熱通量 [44~49]。

Mudawar and Maddox [11]、Lee and Simon [22]、Samant and Simon [23]認為 流體在矩形流道中受單一加熱原加熱的狀況下，臨界熱通量會隨著流體速度及次 冷度之增加而增加；Willingham and Mudawar [50] ，McGillis et al. [25] 認為在多 晶片模組的情況下，臨界熱通量也會隨流體速度及次冷度之增加而增加。 Yu、France、Wambsganss and Hull [51] 在 2002 年之實驗發現在高乾度的情 況下，臨界熱通量會隨著質通量的增加而增加。

2-6 流譜分析

Dukler and Taitel [52] 分析雙相流之流譜，在垂直流道中較常見的流動型 態包括：氣泡流(bubbly flow)、彈狀流(slug flow)、攪拌流(churn flow)、環形流 (annular flow)與液滴流(drop flow)，如圖 2-4 所示。其中氣泡流與液滴流屬於分 散流(dispersed flow)，氣泡或液滴分散在連續的液體或氣流中。而環形流(annular flow)是一種分層流(stratification flow)，液體沿著管壁以液膜(liquid film)的型態流 動，氣體則在管路的中央流動。在低蒸氣乾度的沸騰流道裡，若管壁的加熱通量 超過所謂的臨界熱通量，管壁附近將形成一蒸氣薄膜(vapor film)，而形成所謂的 反環形流(inverted annular flow)。而彈狀流(slug flow)又稱袋狀流，液體如子彈般

裝著氣體。攪拌流(churn flow)是一種極端不穩定的流譜，屬於彈狀流與環狀流之 間的過渡流譜。 Ghristopher 和 Mudawar[53]使 FC-72 在水平矩形流道進行流動沸騰實驗，並 觀測流道側向面之氣泡特性及成長過程之流譜。流道截面積為5.0mm×2.5mm， 加熱面長度為101.6mm，寬度為 5mm，工作流體流速範圍為 0.25m/s 至 10m/s， 次冷度為3℃、16℃、29℃。結果發現蒸氣波浪層之長度及高度會沿著流動方向 增大，但隨著工作流體之次冷度及流速之增加而減小。在圖2-5 所拍攝之氣泡成 長流譜中，作者針對3℃及 29℃兩種次冷度比較在流速為 1m/s 時之氣泡特徵。 在流道進口至25mm 處且次冷度 3℃之狀況下，所形成的氣泡為小而分散，對於 液體的返回充填沒有構成太多的阻礙。但隨著氣泡越往下游流動，氣泡開始互相 結合形成較大的氣膜，這些氣膜會覆蓋加熱壁面，使液體不容易返回加熱壁面充 填，最後在接近臨界熱通量處形成蒸氣波浪層，大幅阻礙液體返回加熱壁面之充 填，故只有小部份接觸面積與濕潤面接觸得以散熱。工作流體次冷度為29℃時 之氣泡成長模式與次冷度3℃時非常相似，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，故氣泡層的高度及長度較小，且發展也較慢。

圖2-3(a) Zhang , Mudawar and Hasan [29] , FC-72 在次冷度 3℃時，八種不同 流向之流速與熱通量關係圖

圖2-3(b) Zhang , Mudawar and Hasan [29] , FC-72 在次冷度 30℃時，八種不同 流向之流速與熱通量關係圖

圖2-5(a) Ghristopher 和Mudawar [53]在水平矩形流道進行次冷度3℃之流譜拍攝

第三章 實驗系統與參數計算

本實驗以 FC-72 為工作流體在矩形流道中進行垂直向上的流動沸騰實驗， 並在流道中放置一塊體積為10mm*10mm*5mm 的無氧銅塊，作為模擬電腦之 CPU 晶片。介電液 FC-72 在一大氣壓下的各項熱物理性質如表 3-1 [7]所示。

3-1 實驗設備

本流動沸騰實驗設備共分為：工作流體循環系統、測試段流道系統、預熱循 環系統、冷卻循環系統、影像擷取系統、數據擷取系統及輔助系統，如圖3-1 所 示。

3-1-1 工作流體之循環系統

工作流體之循環系統為介電液流動的循環管路，其元件包含：液氣貯存槽、 流體驅動泵浦、儲壓器、流量計、預熱段與冷凝段，如圖3-1 所示。系統之循環 步驟為介電液自液氣儲存槽流出，經由泵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要的次冷，流體進入測 試段進行實驗觀測與數據擷取，最後再返回液氣貯存槽，並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泵的調整，控制在一大氣壓，另有

為Cole-Parmer 微齒輪式泵浦，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 餘的流量導回液氣貯存槽。

3-1-2 測試段流道系統

為了使介電液 FC-72 進入測試段流道時形成完全發展流(fully developed flow)，故須先計算水力發展長度 Lh，其計算根據表3-2 [54] L_h =0.075⋅Re⋅D_h ………. (3-1)

其中Re 為慣性力(inertia force)與黏滯力(viscosity force)之無因次參數比值，Dh 為水力直徑： p 4A D c h = ……….(3-2) Ac 為流道截面積 3mm×12mm，P 為截面積周長 30mm，水力直徑計算結果為 4.8mm。 雷諾數 Re 定義為： ν h D V Re= ⋅ ………..………..(3-3)

其中V 為介電液之平均流速，ν 為運動黏滯係數(kinematic viscosity coefficient)，

本實驗雷諾數最大為2400，故水力發展長度至少需要 864mm。本實驗之測試流

道設計長度為1000mm、截面為寬 12mm×高 3mm 的矩型流道，由上下兩層的玻

作為測試段的進出口。下層板為主流道用，在下層板上铣出一長1000mm、寬 12mm、深 3mm 的溝槽，與上層板組合後即為實驗之測試段流道。在下層板的 流道表面距離進口端864mm 處，有一用以模擬電腦晶片之長 10mm、寬 10mm 的加熱面，提供實驗所需的熱通量。本實驗之測試段示意圖及其尺寸標示，分別 如圖3-2 及圖 3-3 所示。加熱晶片模組如圖 3-4a 及圖 3-4b 所示，先用水刀在下 層板流道中，於上述的位置切出一長10mm、寬 10mm 且貫穿下層板的通道，然 後置入長10mm、寬 10mm、高 5mm，材質為無氧銅銅塊，並且在與玻璃纖維環 氧基板的接觸界面上，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；銅塊下表面與上層板之下表面貼齊，並在銅塊下表面處貼上加熱面積為 10mm×10mm 的電加熱片，最後在電加熱片下方緊密鎖上長 78mm、寬 40mm、 高28mm 之鐵弗龍，減少熱散失於空氣中，如圖 3-2 所示。

3-1-3 流道托架與觀測視窗

本流動沸騰實驗是將測試段流道作垂直流向的擺置，由於測試段兩端皆有管 路，故必須設計一托架使測試段流道能與機台保持適當空間，並維持穩固流道在 垂直流向：而設計觀測視窗是為了能觀測氣泡流譜，並利用高速照相機將其流動 情形拍攝下來，流道托架及觀測視窗之設計與尺寸標示，如圖3-5 及圖 3-6 所示。

3-1-4 模擬 CPU 晶片

本研究之模擬 CPU 晶片的加熱工作表面為平滑加熱面，如圖 3-7 所示，其 工作面長寬為10mm×10mm，貼齊流道表面，置入測試段。晶片表面粗糙度量測 由工研院材料所的表面粗糙度計(Surfcorder ，SE1700)量測，其量測次數為三 次，數據分別由表 3-3 至表 3-5 所示，其粗糙度顆粒單位為 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。Ramax 分別為 0.0555µm、 0.0570µm、0.0591µm；Ramin分別為0.0468µm 、0.0498µm、0.0516µm；Rzmax分 別為0.35µm、0.35µm、0.4µm；Rzmin分別為0.2µm、0.35µm、0.4µm。表面加工 過程如附錄A，表面粗糙度定義如附錄 B。

3-1-5 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進 行熱交換，其控溫範圍為0°C 至 100°C，並可以內建的控溫程式維持定溫狀態； 另外在預熱系統外部緊密包覆傳導係數低的隔熱棉以防止熱量的散逸。

3-1-6 冷卻循環系統

冷卻循環系統主要由一恆溫槽與液氣儲存槽所構成，其工作流體為水，用 以控制系統壓力及冷凝介電液蒸氣。介電液自測試段流出後為液氣兩相共存的狀

態，而此系統可用來與自測試段流出的高溫蒸氣進行熱交換，將液氣貯存槽的介 電液蒸氣冷凝至液相，以確保進入流量計的介電液為液態。

3-1-7 量測儀器

3-1-7-1 壓力轉換器

壓力轉換器於流量計進口、預熱段進口，放置於流道測試段部分，如圖 3-2 所示。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 （kgf/cm2），誤差值為±0.2%，輸出訊號為 4~20mA，由於數據擷取系統只能讀 取電壓值，故將壓力轉換器並聯 250Ω 的標準電阻（絕對誤差值±0.5 %），以獲 得1~5V 的電壓值。本論文所有實驗藉由調整流道出口之閥口大小及泵流速來使 系統維持在101.325KPa。

3-1-7-2 熱電偶

本實驗溫度量測採用 Omega T-type 熱電偶，基本誤差為 0.5°C，經過校正後 誤差可達0.2°C。其校正是以 HP28004A 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。本實驗熱電偶之裝置位於測試段進出口之孔洞，各裝置一 條，如圖3-2 所示；裝置於 CPU 測試模擬晶片內部四條，插入深度皆為 3mm， 如圖 3-4(a)所示；裝置於鐵氟龍塊側邊兩條及底部兩條，如圖 3-8(a)及圖 3-8(b) 所示。

3-1-8 輔助系統

3-1-8-1 除氣系統

本實驗主要針對純 FC-72 液體在流動沸騰狀態下進行熱傳特性分析，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(degas)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，如圖3-1 所示。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°C 為 止，表示完成除氣動作。

3-1-8-2 真空泵

本實驗的真空泵 ULVAC 的 YTP-150M 型，其系統共分兩部分，分別為前置 的油轉式泵（Oil rotary pump），除氣速度每秒 100 升，與渦輪分子泵（Turbo molecular pump），除氣速度為每秒 160 至 190 升。抽氣時將系統抽氣使壓力達

3-1-8-3 影像擷取系統

本實驗進行流譜觀測時，使用 Panasonic 公司的高速 CCD 相機，可分三種 操作模式。第一種模式其畫素解析度為(1280H*1024V)，每秒可拍 628 張；第二 種模式其畫素解析度為(512H*512V)，每秒可拍 5100 張；第三種模式其畫素解 析度為(1280H*1024V)，每秒最高能拍 30000 張。本實驗流譜在近拍模式下進行 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 暗或過亮。

3-1-9 數據擷取系統

本實驗採用 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，因其內部設有電阻溫度感測器(RTD，Resistance Temperature Detector) 轉換功能，所以溫度測量時，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250Ω 的電組調 整，進而在數據擷取機上得到正確之壓力值。

3-2 實驗方法及步驟

3-2-1 實驗前準備工作

步驟一：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

壓力轉換器擷取系統內壓力紀錄，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 0.5KPa/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 路並將洩漏排除，然後重複前述測漏步驟直到環路確定無洩漏之虞。 步驟二：環路抽真空 確定系統無洩漏後放掉氮氣，將液氣貯存槽及整個環路以本實驗室的 ULVAC 真空泵抽真空，直到內部壓力達 10-5torr，以減少液氣貯存槽及環路內殘 存的不凝結氣體。 步驟三：介電液除氣 除氣(degas)的步驟是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置冷凝器，與一逆流的冷卻系統進行熱交換，使 介電液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氣 排放至大氣中。如此循環進行約30 分鐘，至一大氣壓飽和溫度 56.6℃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 液氣貯存槽內即可開始進行實驗。

3-2-2 實驗量測與流譜拍攝步驟

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 液氣貯存槽之介電液達到工作狀態。 步驟二： 當恆溫槽達到設定溫度後，開啟介電液泵，並視介電液流量大小調整旁通量。 步驟三： 設定預熱系統之溫度，以控制介電液進入測試時段之次冷度。 步驟四： 開啟加熱系統，慢慢調整電壓、電流，使電壓、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。而為了保持測試段之飽和壓力為固 定，必須同時調節管路通閥與泵輸出之流量，來維持測試段為固定壓力。 步驟五： 等系統達到所要求壓力下之穩定狀態後，紀錄當時之測試段之飽和壓力、 飽和溫度、介電液流量、入出口介電液溫度、熱通量值及測試表面溫度，同時

也由視窗觀察流道內的沸騰現象。 步驟六： 由視窗進行流譜觀察，用高速相機在近拍模式下進行拍攝，光圈設定為適當 大小，避免過暗或過亮，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。 步驟七： 實驗結束後，依反步驟一一將各單元系統關閉。

3-3 實驗參數計算

3-3-1 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= ………..(3-4)

3-3-2 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段時維持在特定之次 冷度T ，而其定義為測試段的飽和溫度與進口溫度的差值，即 _sub ∆T_sub =T_sat -T_in………..……….(3-5)

其中飽和溫度Tsat乃由測試段壓力經由程式運算對應換算出來的值，即 T_sat =T(P)……….………...(3-6) 本實驗控制壓力值固定在一大氣壓，其飽和溫度為 56.6°C，故 T_sat =56.6℃……….…………...(3-7)

3-3-3 熱損估算

本實驗熱損之估算量測方式如（圖 3-8a），在鐵氟龍正中央埋設一根T-Type 的熱電偶而量出溫度 TA，而另有一根熱電偶，以第一根熱電偶為中心，向側面 延伸距離LAB，所量測到的溫度值為TB，假設TA分別與TB成線性分佈，且四個 側面的熱損失值相等，可用傅立葉熱傳導定律求得四個側面的熱損Q_said為 AB B A side t side L T -T A 4k Q = ………...…..(3-8) 同理如（圖 3-8b），在鐵氟龍正中央埋設一根 T-Type 的熱電偶而量出溫度 TA，而另有一根熱電偶，以第一根熱電偶為中心向底面延伸距離LAC，所量測到 的溫度值為TC，其底面的熱損失Qbottom為 AC C A bottom t bottom L T -T A k Q = ⋅ ………...(3-9)

其中 k_t是鐵氟龍的熱傳導係數，A_side為每個側面的面積，A_bottom為底面的

面積，如果忽略銅塊側面的熱損失，則總熱損Q_loss為

由此可統計出在各加熱量Q_total時的熱損失比ε 為 total loss Q Q = ε ………...…...(3-11) 其中 Q_total為電源供應器上輸出之功率值，由於所使用之薄型加熱片其電阻 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：

Q_total =I×V………..…(3-12)

3-3-4 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 忽略加熱面置工作面之側向熱損，工作面之實際加熱通量q"_actual為 chipa total " actual A ) -(1 Q q = × ε ………...………..(3-13) 其中A_chips為加熱片工作面積

3-3-5 表面溫度

在測試流道下方，距離測試片表面 t 處平面上，埋有四條熱電偶，將此四條 熱電偶所量出的溫度 T₁、T₂、T₃與 T₄之算術平均值作為加熱片面下方平均溫 度T _ave 4 T T T T T 1 2 3 4 ave + + + = ………..…….(3-14) 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 熱傳導定律（Fourier’ law of conduction）加以修正：

t k q -T T " actual ave wall = × ………...(3-15) 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。

3-3-6 熱傳係數

次冷態熱傳係數 K) m W ( hsub 2 ⋅ 在本實驗中定義其參考值為： ) T -(T q h sat wall " actual sub = ………...…….(3-16) Twall與Tsat分別為測試段的平均表面溫度和工作流體的飽和溫度。

表3-1 介電液 FC-72 於一大氣壓之熱物理性質 [7]

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3-3 晶片表片粗糙度第一次量測數據

表3-4 晶片表片粗糙度第二次量測數據

圖3-4(a) 流道中加熱晶片之正視剖面圖及尺寸設計標示圖

圖3-8(a) 鐵氟龍側面熱損實驗熱電偶配置圖