具溶解氣體之介電液FC-72在垂直狹窄矩形空間中的池沸騰熱傳分析

國

立 交 通 大 學

機

械 工 程 學 系

碩

士 論 文

具溶解氣體之介電液

FC-72 在垂直狹窄矩形空

間中的池沸騰熱傳分析

Study of pool boiling heat transfer of dielectric fluid FC-72

with dissolved gas in a vertical narrow rectangular space

研 究 生：吳克敏

指導教授：盧定昶

教授

具溶解氣體之介電液

FC-72 在垂直狹窄矩形空間中的池沸騰

熱傳分析

Study of pool boiling heat transfer of dielectric fluid FC-72

with dissolved gas in a vertical narrow rectangular space

研 究 生：吳克敏 Student：Ke-Min Wu 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 2006

Hsinchu, Taiwan, Republic of China

誌 謝

本論文得以順利完成，首先要感謝 盧定昶 老師兩年來的教導，不論 是學業上、生活上，皆給予適當的指導與建議，使兩年的研究所生涯能夠 很充實，獲益良多。另外並感謝北科大 簡良翰 老師與交大 楊文美 老師 在口試期間給予細心的指導與建議，使本論文的內容能夠更加嚴謹，更加 完備。 感謝余志廣學長、顏家宏學長、黃智敏學長、許中彥學長、郭聖良學 長、吳岳璋學長在研究所兩年中的照顧，不論是實驗的指導與建議，或是 日常生活的點點滴滴，都給予我美好的回憶，讓我有很豐富的研究所生 活。以及感謝同窗蕭淵元，學弟竹則安、吳丘川在學業及生活上的熱心幫 忙，得以順利完成論文。 感謝父母、弟弟的支持，讓我能夠無慮的專心於論文的研究，是我能 夠順利完成碩士學位的最大動力。 最後並感謝陪我一起走過研究生生涯的好朋友、好同學，不論是一起 鑽研功課，一起打球，一起玩樂等等，都給予我許多的幫助與鼓勵，是我 同甘共苦的好伙伴。 在此僅將本論文獻給我的老師、家人及朋友。 吳克敏 謹誌於新竹交大 2006.07.04

具溶解氣體之介電液

FC-72 在垂直狹窄矩形空間中的

池沸騰熱傳分析

研究生：吳克敏 指導教授：盧定昶 國立交通大學機械工程學系 摘 要 本論文主要是研究介電液 FC-72 在垂直狹窄矩形空間中的池沸騰熱 傳，探討在加入可溶解氣體後，不同間隙對池沸騰熱傳的影響。池沸騰實 驗中所使用的加熱面為10 mm × 10 mm 的光滑銅片，加熱面的角度為垂直 (90°)，間隙大小(S)分別為 3 mm、2 mm、1 mm 及 0.5 mm，氣體次冷度為 0、10、20 及 30 K，壓力為 1 大氣壓。實驗目的為分析在各種操作參數下， 從 低 熱 通 量(30%CHF 以 下 ) 、 中 熱 通 量 (30%~60%CHF) 至 高 熱 通 量 (60%~90%CHF)的池沸騰熱傳，並分析影響其熱傳係數的原因。實驗結果 發現，低熱通量時，相同熱通量下的壁面溫度會隨著可溶解氣體含量的增 加而降低，主要原因是增加氣體含量可以降低初始沸騰的熱通量；中高熱 通量則因液體中所含的氣體被除氣所致，為純液體核沸騰，熱傳係數無明 顯的提升。當間隙逐漸減小，在低熱通量時，起始沸騰熱通量會隨著間隙 減小而降低，主要是因為間隙愈小，在間隙中的液體愈容易達到沸騰所需 的過熱度，沸騰愈容易發生；但在中高熱通量受到間隙減小的影響，蒸氣 膜會提早產生並覆蓋在加熱面上，反而降低了熱傳，而臨界熱通量也因而 提早發生。在實驗中並拍攝在低熱通量、中熱通量及高熱通量下的池沸騰 現象，觀察氣泡成長過程，以及對池沸騰曲線的影響。最後並利用經驗公 式預測臨界熱通量，將預測值與實驗值比較，結果發現，間隙愈大誤差值 愈小，約±40%左右，而間隙愈小誤差值愈大，約±90%左右。

Study of pool boiling heat transfer of dielectric fluid FC-72

with dissolved gas in a vertical narrow rectangular space

Student：Ke-Min Wu Advisor：Ding-Chong Lu Department of Menchanical Engineering

National Chiao Tung University

Abstract

Experiments were conducted to investigate the pool boiling heat transfer of dielectric fluid FC-72 under 1 atmosphere with dissolved gas in a vertical narrow rectangular space. The heated surface is a smooth, 10 × 10 mm copper surface. Gap sizes (S) and gassy-subcooled are 3, 2, 1, 0.5 mm, and 0, 10, 20 and 30K respectively. Results showed that heat transfer coefficients were enhanced with increased dissolved gas under low heat flux, because the dissolved gas reduced the incipient surface superheat. Under middle and high heat flux, the liquid was degassed with the result that the boiling was pure liquid nucleate pool boiling, and, hereafter, the heat transfer coefficients could not be raised with increasing dissolved gas. The heat transfer coefficients increasing with decreasing gap sizes in low heat flux, because the smaller gap sizes, the greater the liquid superheat in the narrow space, and incipient boiling might occur more easily. On the contrary, under middle and high heat flux, the heat transfer coefficients decreased with decreasing gap sizes because vapor film might cover on heated surface more easily. The critical heat flux (CHF) also decreased with decreasing gap sizes. In the experiment, we also took photographs of the bubble growth from low to high heat flux in order to observe the bubble characteristics in the pool boiling phenomena. A correlation was proposed to predict the critical heat flux and was compared with measured results which showed that the correlation deviated quite obviously in small gap sizes.

目錄 中文摘要.………..Ⅰ 英文摘要.………..Ⅱ 目錄.………..Ⅲ 表目錄….………..Ⅴ 圖目錄……….………..Ⅵ 符號說明……….………..Ⅸ 第一章 緒論……….………1 1.1 前言………..……….1 1.2 池沸騰的基本模式………..……….1 1.3 成核理論………..……….2 1.3.1 均質成核……….3 1.3.2 非均質成核…...………..4 1.4 池沸騰………..……….4 1.5 文獻回顧………..……….5 1.5.1 間隙大小在池沸騰中的影響……….5 1.5.2 加熱面角度在池沸騰中的影響………...………..7 1.5.3 可溶解氣體在池沸騰中的影響……….9 1.6 研究目的……….10 第二章 池沸騰的重要參數與理論分析……….………..14 2.1 起始過熱度(ΔTs)………16 2.2 核沸騰區熱傳係數………17 2.3 臨界熱通量………18 第三章 實驗設備與實驗步驟……….…………..22 3.1 工作流體……….………...22 3.2 池沸騰實驗測試設備……….…...22 3.2.1 加熱系統……….22

3.2.3 測試容器……….23 3.2.4 除氣系統……….24 3.2.5 加氣系統……….24 3.2.6 環控恆溫系統……….24 3.2.7 恆溫水槽……….25 3.2.8 數據擷取系統……….…………25 3.2.9 真空幫浦……….25 3.3 實驗步驟………25 3.4 不準度分析………27 3.5 熱損分析………27 第四章 實驗結果與討論………...43 4.1 實驗結果………43 4.1.1 垂直加熱面在相同間隙下，不同氣體次冷度對池沸騰的影 響……….44 4.1.2 垂直加熱面在相同氣體次冷度時，間隙大小對池沸騰的影 響……….48 4.1.3 加熱表面的池沸騰現象……….51 4.1.4 臨界熱通量的經驗公式……….53 4.2 遭遇困難………54 第五章 結論與未來展望………...80 參考文獻………...82 附錄 不準度分析………...88

表目錄 表3-1 介電液 FC-72 的飽和熱物理性質………29 表3-2 不準度分析………...30 表3-3 熱損分析條件………...31 表4-1 實驗操作參數………...55 表4-2 可溶解氣體含量表………...55 表4-3 不同氣體次冷度與不同間隙大小在 FC-72 的沸騰數據比較表……56

圖目錄 圖 1-1 沸騰曲線圖………..11 圖 1-2 過熱液體裡的平衡氣核………..11 圖 1-3 氣泡在孔穴中的成長流程圖………..12 圖 1-4 池沸騰示意圖………..12 圖 1-5 在垂直狹窄空間中的沸騰現象示意圖………..13 圖 1-6 垂直加熱面在不同熱通量下的池核沸騰現象………..13 圖 2-1 工作流體的熱力學狀態(以 FC-72 為例)………20 圖 2-2 氣體飽和態的液氣相狀態示意圖………..20 圖 2-3 以光滑銅片在 FC-72 中做池沸騰實驗所出現的溫度超越現象…..21 圖 2-4 FC-72 與 R113 的起始過熱度機率分布圖……….21 圖 3-1 實驗設備………..32 圖 3-2 加熱裝置………..33 圖 3-3 加熱片裝置示意圖………..34 圖 3-4 測試片………..35 圖 3-5 加熱片………..35 圖 3-6 電源供應器………..35 圖 3-7 垂直狹窄矩形流道示意圖………..36 圖 3-8 測試容器………..37 圖 3-9 加氣系統………..37 圖 3-10 環控箱………38 圖 3-11 恆溫水槽………38 圖 3-12 數據擷取器………39 圖 3-13 真空幫浦………39 圖 3-14 熱損分析模型………40 圖 3-15 飽和狀態的熱損失………41 圖 3-16 次冷度 10℃的熱損失………...41 圖 3-17 次冷度 20℃的熱損失………...42 圖 3-18 次冷度 30℃的熱損失………...42 圖 4-1 水平開放加熱面下的池沸騰曲線圖。(a)本實驗所做的沸騰曲線； (b) You 等人所做的沸騰曲線……….57

圖 4-2 垂直開放加熱面，在不同氣體次冷度下，增加熱通量與遞減熱通量 的沸騰曲線圖……….58 圖 4-3 垂直開放加熱面，在不同氣體次冷度的沸騰曲線圖………59 圖 4-4 垂直開放加熱面，在不同氣體次冷度的熱傳遞係數曲線圖……..59 圖 4-5 垂直加熱面，間隙(S)為 3 mm，在不同氣體次冷度下，增加熱通量 與遞減熱通量的沸騰曲線圖……….60 圖 4-6 垂直加熱面，間隙(S)為 3 mm，在不同氣體次冷度的沸騰曲線圖 ……….61 圖 4-7 垂直加熱面，間隙(S)為 3 mm，在不同氣體次冷度的熱傳遞係數曲 線圖……….61 圖 4-8 垂直加熱面，間隙(S)為 2 mm，在不同氣體次冷度下，增加熱通量 與遞減熱通量的沸騰曲線圖……….62 圖 4-9 垂直加熱面，間隙(S)為 2 mm，在不同氣體次冷度的沸騰曲線圖 ……….63 圖 4-10 垂直加熱面，間隙(S)為 2 mm，在不同氣體次冷度的熱傳遞係數 曲線圖………...63 圖 4-11 垂直加熱面，間隙(S)為 1 mm，在不同氣體次冷度下，增加熱通 量與遞減熱通量的沸騰曲線圖………...64 圖 4-12 垂直加熱面，間隙(S)為 1 mm，在不同氣體次冷度的沸騰曲線圖 ………...65 圖 4-13 垂直加熱面，間隙(S)為 1 mm，在不同氣體次冷度的熱傳遞係數 曲線圖………...65 圖 4-14 垂直加熱面，間隙(S)為 0.5 mm，在不同氣體次冷度下，增加熱通 量與遞減熱通量的沸騰曲線圖………...66 圖 4-15 垂直加熱面，間隙(S)為 0.5 mm，在不同氣體次冷度的沸騰曲線圖 ………...67 圖 4-16 垂直加熱面，間隙(S)為 0.5 mm，在不同氣體次冷度的熱傳遞係數 曲線圖………...67 圖 4-17 (a)垂直加熱面在氣體次冷度為 0 K(Cg = 0)時，不同間隙大小的沸 騰曲線圖；(b)圖(a)在低熱通量下的放大圖………68 圖 4-18 垂直加熱面在氣體次冷度為 0 K(Cg = 0)時，不同間隙大小的熱傳

圖 4-19 (a)垂直加熱面在氣體次冷度為 10 K(Cg = 0.0016)時，不同間隙大 小的沸騰曲線圖；(b)圖(a)在低熱通量下的放大圖………70 圖 4-20 垂直加熱面在氣體次冷度為 10 K(Cg = 0.0016)時，不同間隙大小 的熱傳遞係數曲線圖………...71 圖 4-21 (a)垂直加熱面在氣體次冷度為 20 K(Cg = 0.0029)時，不同間隙大 小的沸騰曲線圖；(b)圖(a)在低熱通量下的放大圖………72 圖 4-22 垂直加熱面在氣體次冷度為 20 K(Cg = 0.0029)時，不同間隙大小 的熱傳遞係數曲線圖………...73 圖 4-23 (a)垂直加熱面在氣體次冷度為 30 K(Cg = 0.0038)時，不同間隙大 小的沸騰曲線圖；(b)圖(a)在低熱通量下的放大圖………74 圖 4-24 垂直加熱面在氣體次冷度為 30 K(Cg = 0.0038)時，不同間隙大小 的熱傳遞係數曲線圖………...75 圖 4-25 垂直開放加熱面，不同氣體次冷度下，分別在低、中、高熱通量 的池沸騰現象………...76 圖 4-26 垂直加熱面，間隙(S)為 2 mm，不同氣體次冷度下，分別在低、 中、高熱通量的池沸騰現象………77 圖 4-27 垂直加熱面，間隙(S)為 0.5 mm，不同氣體次冷度下，分別在低、 中、高熱通量的池沸騰現象……….78 圖 4-28 不同氣體次冷態下，隨著間隙的減小，臨界熱通量(CHF)的預測值 與實驗值比較圖………...79

符號說明 符號 說明 單位 A 加熱面面積 m2 C 氣體分子濃度 moles C* 氣體分子臨界濃度 moles Cg 可溶解氣體含量 moles/mole Cp 比熱 J/kgK D 間隙大小 m D 氣體擴散至液體的速率 m/s h D 加熱表面直徑 m G(t) 氣體分子隨時間的生成速率 m/s g 重力加速度 m/s2 fg H 潛熱 J/kg H 加熱面長度 m H 亨利常數 moles/mole-kPa h 熱傳係數 W/m2K lv i 蒸發熱 J/kg f k 液體熱傳導係數 W/mK g k 氣體熱傳導係數 W/mK L 熱電偶到測試表面的距離 m s L 氣泡離開表面的直徑 m b P 氣泡壓力 kPa g P 氣體分壓 kPa l P 液體壓力 kPa

t P 總壓 kPa v P 蒸氣壓力 kPa Q 輸入功率 W q ′′ 熱通量 W/m2 CHF q ′′ 臨界熱通量 W/m2 0 , CHF q ′′ 加熱面 0°的臨界熱通量 W/m2 cr q 臨界熱通量 W/m2 R 氣體常數 J/kgK r 氣核半徑 m r* 氣核半徑 m 0 r 曲率半徑 m 1 r 曲率半徑 m b r 氣核胚胎半徑 m e r 平衡氣核半徑 mm S 間隙大小 m opt S 最佳間隙大小 m bulk T 液體溫度 K g T 氣體溫度 K i T 熱電偶量測的溫度 K l T 液體溫度 K sat T 飽和溫度 K sys T 系統溫度 K

v

T 氣體溫度 K

w

T 壁面溫度 K

希臘符號 符號 說明 單位 ΔG(r) 自由能 J s T Δ 起始過熱度 K sat T Δ 過熱度 K sub T Δ 次冷度 K gassy sub T _, Δ 氣體次冷度 K f ρ 液體密度 kg/m3 g ρ 氣體密度 kg/m3 σ 表面張力 N/m θ 加熱面角度 deg θ 接觸角 deg DA θ 動態前進接觸角 deg SR θ 靜態後退接觸角 deg f μ 液體黏度 kg/ms g μ 氣體黏度 kg/ms

無因次參數 符號 說明 Bo Bond number, ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ − = ) ( 2 v l g L Bo ρ ρ σ sf C 液體與接觸表面的表面因子 Ku Kutateladze number, 4 1 2 ) ( ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ − ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ′′ = v v l fg v c g h q Ku ρ ρ ρ σ ρ f Pr 液體普朗特數 = Cp_fμ_f /k_f g Pr 氣體普朗特數 = Cp_gμ_g /k_g

第一章

緒論

1.1 前言

隨著科技的進步，電子元件微小化與密集性以及朝向晶片更快速的運 作，使消耗的功率大幅增加，因而產生更龐大的熱量。因為材料受到溫度 的限制，如果不解決這些熱量所產生的高溫，裝置將會降低其效能，甚至 無法使用。為了要解決這些晶片以及電子元件所產生的龐大熱量，傳統的 空氣冷卻已無法達到其需求，必須尋求特殊溫控方法，並且使裝置能維持 在低溫的穩定狀態且能夠在最高效率的狀態下運作，使用液體直接冷卻就 是一種最實際有效的方法。 直接浸泡式冷卻方法會被受到矚目，就是由於其良好的熱傳特性。直 接將電子裝置浸泡在冷卻流體中，使電子晶片與冷卻流體接觸，藉由冷卻 流體的良好沸騰熱傳特性將熱帶走，對於解決高功率密度的電子裝置所產 生的龐大熱量，是目前被認為最直接有效的方法。由於沸騰熱傳牽涉到相 變化，其效率比單相的熱傳效率更好。 近 年 來 ， 最 有 可 能 作 為 池 沸 騰 熱 傳 所 使 用 的 流 體 為 氟 碳 介 電 液 (Fluorinert Dielectronic Liquid)，例如 3M 公司所生產的 FC 系列的介電液。

而目前被認為最有潛力的介電液為 FC-72，近年來也不斷的被使用在各種 的沸騰熱傳研究中，其主要的優點有無毒性、不起化學反應、高的介電性， 以及低的飽和溫度(56.6℃)，所以非常適合應用在電子冷卻。 由於直接浸泡式的電子裝置冷卻方法，其流體不藉其他外力的輔助而 流動，流體只受到加熱而產生單相及雙相自然對流，是為池沸騰。近年來 有許多的研究人員及學者正積極的研究池沸騰的技術，其目的就是為了能 夠更深入的了解池沸騰的特性，提升熱傳遞效率，以有效的應用在實際的 電子散熱技術上。

1.2 池沸騰的基本模式

池沸騰的基本模式有三種。第一種為低壁面溫度的核沸騰區，第二種 為高壁面溫度的薄膜沸騰區，第三為介於核沸騰與薄膜沸騰之間的過度沸 騰區。1943 Nukiyama [1]以鎳鉻絲及白金線浸泡在水中加熱，做池沸騰實 驗，發現池沸騰的曲線大致可以分為四個區域：自然對流區、核沸騰區、

過度沸騰區及薄膜沸騰區，如圖1-1 所示，為水在一大氣壓下的沸騰曲線 圖。 (一) 自然對流區(A 點之前的區域) 在熱力學中，一純物質要沸騰，必須要達到其飽和溫度。在加熱面上 並無發現到任何氣泡，要直到加熱溫度超過飽和溫度時，也就是液體在過 熱的情況下，才會有氣泡產生，例如水的沸騰起始過熱度大約在 2 到 6℃ 左右。此區域是處於很小的過熱度，加熱表面的熱傳機制主要是流體的自 然對流。 (二) 核沸騰區(AC 段) 此區域可以明顯的分為兩區。一為 AB 段，此區會開始產生氣泡，但 是當氣泡脫離加熱表面時，隨即會受到週遭的液體凝結而消失，此時的過 熱度為氣泡產生的起始過熱度，此時因為加熱面的過熱度不夠，使氣泡無 足夠的能量脫離至液體表面。直至B 點，因過熱度足夠，使氣泡開始產生 並脫離加熱面，所以B 稱為起始核沸騰。在 BC 會有大量的氣泡產生並脫 離至液體表面，所產生的氣泡逐漸覆蓋整個加熱面，若繼續加熱至C 點， 會使加熱表面因為氣泡的覆蓋隔絕與液體接觸，使熱傳係數突降，會使加 熱面燒毀，此點稱為臨界熱通量(Critical Heat Flux, CHF)。

(三) 過度沸騰區(CD 段) 在此區因為已超越臨界熱通量，熱傳遞係數會持續下降，會有部分的 核沸騰以及薄膜沸騰發生，產生不穩定的沸騰現象，所以也可以稱為不穩 定的薄膜沸騰區。 (四) 薄膜沸騰區(DE 段) 此區加熱表面完全被穩定的蒸氣薄膜所覆蓋。B 點有最小的熱通量，

稱為Leidenfrost point，是在 1756 年由 J. C. Leidenfrost 所觀察發現的。

1.3 成核理論

小的氣核開始慢慢長大，最終形成大的氣泡而脫離加熱表面。因此，液體 中有氣核的產生就是所謂的成核。而在沒有外加其他物質影響的成核稱為 均質成核(homogeneous nucleation)；反之，在有外加物質影響的成核現象， 稱為非均質成核(heterogeneous nucleation)。 1.3.1 均質成核 在 1998 年 Toshiyuki [2]等人曾提到，氣核的形成是決定於，當氣體分 子的濃度到達一足夠的臨界濃度時 C* 時，就會形成一半徑為 r* 的氣 核。當所形成的氣核單體沒有被凝結時，而且氣體分子的形成速率遠大於 氣體分子擴散至液體的速率，氣核單體中的濃度C 會隨時間增加至一臨界 濃度C* ，一新的氣核就會形成。氣核中的濃度隨時間而變化的方程式如 下所示： C D t G t C _{= ( )+ ∇}2 ∂ ∂ 其中 為隨時間而變化的濃度，G(t) 為氣體分子隨時間的生成速率， D 為氣體擴散至液體的速率。 t C ∂ ∂ / 一個氣核的生成，代表著一氣液介面的產生，需要消耗一定的能量。 因為介面兩邊分子作用力的不同，產生所謂的表面張力。表面張力其實就 是單位面積的介面能量。產生一個氣核所需的能量稱為自由能。假設氣核 的半徑為r，則自由能 ΔG(r)可以由下式說明： ) ( 3 4 4 ) ( 2 3 l v P P r r r G = π σ − π − 其中方程式第一項為新生介面所需要的表面能，第二項為氣核裡高壓蒸氣 ( )對週遭液體( )所做的功。 Pv Pl 氣核裡蒸汽壓( )與週遭液體壓力( )的差值由液體的過熱度決定。如 圖1-2所示，考慮過熱液體(壓力為 ，溫度為 ，且 > ， 為對應 的飽和溫度)裡的一個氣核，其壓力為 ，則氣核藉由表面張力與週遭液體 達到平衡的方程式為 v P P_l l P T_l T_l T_sat T_sat P_l v P e l v r P P − = 2σ

上式中的σ 為表面張力， 為平衡氣核的半徑。 r_e

經由柯利爾(Collier & Thome, 1994)[3]所得到的過熱度為

l e lv sat sat sat v P r i RT T T T 2σ 2 = Δ = − 其中R為氣體常數， 為蒸發熱。 ilv 1.3.2 非均質成核 日常生活見到的沸騰現象大多源自於有外來物質影響的成核，也就是 所謂的非均質成核。這些外來物質的影響通常源自於加熱表面或非凝結氣 體。此外，日常生活所見到的沸騰現象的過熱度均遠低於均質成核的過熱 度。例如，當加熱表面為非完全光滑時，會有許多的小孔穴，在這些小孔 穴中容易含有非凝結氣體的存在，會使沸騰提早發生，因此會有較低的成

核過熱度。在孔穴中的成核過程如圖1-3所示(Tong et al., 1990)[4]。圖1-3(a)

為接觸角調整期，液體與固體的接觸角將由靜態平衡接觸角(θ)轉變為靜態 後退接觸角(θ )，曲率半徑由 變為 ；_SR 圖1-3(b)為氣核在孔穴中成長，液 體的蒸發將使氣核在孔穴中成長，接觸角由靜態後退接觸角( 0 r r₁ SR θ )轉變為動 態前進接觸角(θ )；_DA 圖1-3(c)為氣核在孔穴口的成長，接觸角由動態前進 接觸角(θDA)轉變為靜態後退接觸角(θ )；SR 圖1-3(d)為氣核在孔穴外的成 長，氣核半徑逐漸增加，直至某一臨界半徑時，就會脫離孔穴。

1.4 池沸騰

池沸騰是一種沒有強制對流的沸騰現象，將加熱面置於靜止的液體容 器中，此盛裝液體的容器對於加熱面而言，就像是一個水池一樣，所以稱 此種在靜止的水池中的沸騰為池沸騰。例如，燒開水就是日常生活中最常 見的池沸騰現象。池核沸騰具有很高的熱傳遞係數，平常燒開水時，其熱 傳遞係數即可達4000(W/m2K) (Lienhard, 1981)[5]，而且其熱傳遞係數會隨 著熱通率或表面過熱度的增加而增加。所以如此高的熱傳遞係數可以應用 到許多高功率的裝置上，如高功率的電子元件與晶片的散熱。

如果要將池沸騰技術應用在電子元件散熱上，其所使用的液體必須具 有極高的介電性，因為電子裝置必須浸泡在液體中，因此液體一定要有極 高的介電性才不致於影響到裝置的運作。目前被認為較佳的介電液為 3M 所生產的FC-72。圖1-4 為一簡單的池沸騰示意圖，圖中為將一加熱面置 於液體中，對加熱面加熱，會在加熱面產生相變化生成氣泡而脫離至液面。

1.5 文獻回顧

由於科技的進步，電子元件邁向微小化與密集性，以及微處理晶片效 能的提升，所帶來的問題就是龐大的熱量產生，近年來電子元件所產生的 熱通量已接近100W/cm2(Bar-Cohen, 1992)[6]，因此高密度電子元件的散熱 是極需解決的問題。 1.5.1 間隙大小在池沸騰中的影響 在狹窄空間中的池沸騰熱傳特性，與開放空間的池沸騰熱傳特性是有 相當大的差別，所以了解狹窄空間中的池沸騰熱傳特性是非常重要的。因 此有許多學者做了許多相關的研究，以下為一些相關的文獻。 在1969 年 Ishibashi 與 Nishikawa[7]利用圓柱狀的加熱面，在加熱面外 套上一圓管，形成環狀的微小間隙流道，做垂直流道的低熱通量池沸騰實 驗。實驗結果，他們定義了分散的氣泡區(isolated bubble region)與結合的 氣泡區(coalesced bubble region)，與未加間隙的結果比較，其熱傳係數的增 加主要是在氣泡結合的區域(coalesced bubble region)。

在 1975 年 Isaacson[8]以無因次化參數來描述不同參數對兩垂直小間 隙平面在池沸騰實驗中臨界熱通量的影響： ⎪ ⎪ ⎪ ⎭ ⎪ ⎪ ⎪ ⎬ ⎫ ⎪ ⎪ ⎪ ⎩ ⎪ ⎪ ⎪ ⎨ ⎧ − − − = − 4 1 2 1 2 2 4 1 2 ] ) ( [ , ] ) ( [ , ) ( , Pr , Pr , , , , ] ) ( [ σ ρ ρ σ ρ μ ρ ρ ρ σ σ ρ ρ μ μ ρ ρ ρ ρ ρ σ ρ g f f f g g f fg g f g f g f g f g f g g f g fg cr g g H g D k k D H f g H q 在1978 年 Katto[9]再將上式簡化成下式 ) ( 11 . 0 59 . 4 1 ] ) ( [ 14 2 D H g H q g g f g fg cr + = − ρ ρ ρ σ ρ

其中H 為加熱面長度，D 為間隙大小。上式在池沸騰中微小間隙的無因次 化臨界熱通量關係式，可以用來預測小間隙沸騰的臨界熱通量。 另外在 1984 年，Bar-Cohen 與 Rohsenow[10]建立一套關係式來決定池 沸騰中垂直間隙的最佳大小，其關係式為： 2 . 0 169 . 1 − = R Sopt 其中 ) /( 2 2 Lk q g C R= pρ β ′′ μ opt S 為最佳間隙大小。 在 1983 年 Yao 與 Chang[11]研究池沸騰在垂直的下端封閉圓形管道， 改變間隙大小、流體以及熱通量，並區分出三個沸騰區域，如圖1-5所示， 其分別為：低熱通量時的獨立變形氣泡區、中熱通量時的變形氣泡合併區 及高熱通量時的乾化區。 在 1988 年 Fujita[12]等以水為工作流體作池沸騰實驗，研究核沸騰熱 傳與臨界熱通量，在垂直的窄矩形空間中。實驗的加熱面寬度為 30mm， 長為30 及 120mm，間隙大小分別為 5、2、0.6 及 0.15mm。實驗結果發現， 當間隙(S)為 2mm 及 0.6mm 時(間隙四端開放的情況下)，熱傳係數有顯著 的提昇，與開放的情況相比；在間隙(S)為 5mm，加熱面角度(θ)為 175° 時 的熱傳效果比在加熱面角度(θ)為 90° 與 150° 時好。當間隙(S)為 0.6mm 時，角度(θ)為 90° 與 150° 的熱傳效果比 175° 時好。但當間隙(s)為 0.15 時，三種角度的熱傳皆比開放式的差。所以結果顯示，縮小間隙可以增加 熱傳係數，但是當間隙縮小至一臨界值時，反而會使熱傳係數降低；加熱 面角度會對熱傳係數有所影響，隨著角度的增加，熱傳係數也會逐漸增 加，但增加至某一角度時，熱傳係數反而會逐漸降低。 在 1992 年 Katto[13]等以水為工作流體，研究狹窄空間對池沸騰的影 響。實驗以水平銅片為加熱面，間隙大小為0.1mm 至 10mm。實驗結果發 現，當間隙大小為 2mm 時，其熱傳係數與開放式的相當接近；而間隙在 0.2 至 0.5mm 之間時，其熱傳效果要比開放式來的好；間隙再小至 0.1 時， 則熱傳係數會降低。 1996 年 Xia 等人[14]利用飽和 R-113 以垂直狹窄矩形管道做池沸騰實

發現，間隙愈小，初始核沸騰的熱通量愈小；主要原因為間隙愈小，在間 隙中的液體愈容易過熱，達到沸騰所需的過熱度，所以間隙愈小愈容易產 生沸騰。因此在低熱通量下，間隙越小壁面溫度愈低，但是高熱通量則否， 臨界熱通量也會隨著間隙減小而逐漸降低。 2003 年 Kim 與 Suh[15]以狹窄矩形流道，加熱面朝下，在水中作池沸 騰實驗。間隙大小為1、2、5 及 10 mm，加熱面角度從 90°至 180°。實驗 結果發現，臨界熱通量會隨著加熱面角度的增加，以及間隙的減小而降低。 在 2004 年 Passos[16]等以FC-72 及 FC-87 為工作流體，以圓形銅片為 加熱面，間隙大小為0.2mm 至 13mm，在低熱通量下作池沸騰實驗。實驗 結果發現，熱傳係數的增加，其範圍大致在熱通量為5 至 35 之間。 雖然間隙縮小會有增加熱傳係數的趨勢，但是小間隙也有其臨界值，當間 隙縮小至其臨界值，熱傳係數反而會降低；以及間隙縮小會有比較低的臨 界熱通量。 2 / m kW 1.5.2 加熱面角度在池沸騰中的影響 在 1958 年 Storr[17]做改變加熱面角度的池沸騰實驗；實驗結果發現， 熱傳率會隨著加熱面由水平增加角度至垂直而增加。同樣的，Marcus 及

Dropkin(1963)[18]，以及 Githinji 與 Sabersky(1963)[19]也發現了熱傳系數

會隨著加熱面從0°至 90°而增加。Marcus 及 Dropkin(1963)解釋此現象為氣 泡在壁面的脫離路徑增加，使得增加邊界層的擾動，以致熱傳增加。 Githinji 與 Sabersky[19]首先提出家熱面角度對臨界熱通量( )的影 響。他們使用一長且薄的加熱面(102 mm × 3.2 mm)，以水為流體作池沸騰 實驗。結果發現， 會隨著角度由 0°至 90°而增加，但是卻會隨著角度 由90°至 180°而明顯降低。 CHF q ′′ CHF q ′′ 在 1974 年 Vishnev[20]首先提出加熱面角度對池沸騰臨界熱通量影響 的關係式，而且也被廣泛的使用。其關係式如下 5 . 0 5 . 0 0 , 190 ) 190 ( −θ = ′′ ′′ CHF CHF q q 其中q ′′_CHF為臨界熱通量，q ′′_CHF,0為加熱面0°時的臨界熱通量，θ 為加熱面角

度。 Nishikawa 等人(1984)[21]以銅片為加熱面，並改變角度從0°到 175°， 以水為流體作池沸騰熱傳實驗。發現在低熱通量時，熱傳係數會隨著加熱 面的角度增加而增加，加熱面繼續增加至150°到 175°時，熱傳係數會繼續 增加，直到加熱面角度增加至接近180°時，熱傳係數會有突然降低的情形 發生。 1985 年 Lienhard[22]證實Nishikawa[21]等人所觀察到的結果，並指出 從獨立氣泡至連續的蒸氣團的過度區域。 1996 年 Chang 及 You[23]使用一小的銅加熱面，在FC-72 中作池沸騰 實驗。他們發現在核沸騰區，也就是當加熱面由0°(水平)增加至 90°(垂直) 時，較大的傾斜角會有較佳的熱傳。；但是，當在高熱通量時，加熱面角 度增加至超過 90°，核沸騰熱傳係數會逐漸降低。他們並提出在不同傾斜 角下臨界熱通量的關係式，其關係式如下 ) 318 . 0 sin( 121 . 0 ) 414 . 0 tan( 00120 . 0 1− ⋅θ⋅ θ − ⋅ θ = ′′ CHF q 1999 年 Howard 及 Mudawar[24]做不同角度加熱面角度的池沸騰實 驗，以確定不同加熱面達到臨界熱通量的機制。他們分析加熱面角度可以 分為三個區域：加熱面朝上(upward-facing，0°≤θ ≤60°)、接近垂直方向 (near-vertical，60°≤θ ≤165°)及加熱面朝下(downward-facing，θ ≥ 165°)區 域。在加熱面朝上區域，浮力將氣泡沿加熱面垂直的帶走。在接近垂直的 區域，氣泡脫離機制是藉由液體與蒸氣所形成的波浪狀介面將氣泡捲走。 在加熱面朝下區域，蒸氣會迅速的形成一層蒸氣膜覆蓋在加熱面，使CHF 大大地降低。他們的結論是，以上三個區域差異性很大的蒸氣特性，不足 以用單一的池沸騰模式來解釋加熱面角度對CHF 的影響。 2001 年 Rainey 與 You[25]以2 × 2 與 5 × 5 的銅加熱面，在 FC-72 中做 池沸騰的實驗，研究加熱面角度與加熱面大小對池沸騰性能的影響。結果 顯示，光滑銅加熱面的池沸騰性能會受到傾斜角度的影響。其核沸騰性能 會隨著加熱面角度從0°到 45°而逐漸的增加，然後會隨著從 90°至 180°迅 速的降低。沸騰係數從90°至 180°迅速降低的原因是，由於蒸氣阻礙氣泡 脫離所致。 2003 年 Yong 與 Kune[15]以狹窄矩形流道，加熱面朝下，在水中作池 沸騰實驗，加熱面角度從180°至 90°。實驗結果發現，臨界熱通量會隨著

加熱面角度的增加。他們並提出了在接近垂直區域的臨界熱通量關係式， 其關係式如下所示 ) ( ) ( 10 8 . 6 1 17 . 0 ) )( sin( 4 0.62 4 g ₂ D _s h q h g f g g f fg g CHF ρ ρ ρ ρ ρ θ σ ρ − × + = − ′′ 其中D_h =2wl(w+l)。 2001 年 Bonjour 與 Lallemand[26]以一高120mm、寬 60 mm 的銅塊浸 泡在液體中，除垂直面以外，其他面皆為絕熱，進行池沸騰實驗。他們利 用熱線測定法(Hot Wire Anemometry)量測在高熱通量、低熱通量及中熱通

量下，垂直壁面的空泡分率(void fraction)。實驗結果發現，如圖1-6(a)所

示，在高熱通量時，氣泡會貼近壁面而形成大塊的蒸氣膜，所以空泡分率 大；而在低或中熱通量時，如圖1-6(b) (c)所示，當氣泡脫離壁面會與其他 氣泡結合成較大的氣泡而上升至液面，其空泡分率較小。 1.5.3 可溶解氣體在池沸騰中的影響 使用在電子冷卻的高親水性流體，可以吸收很高含量的非凝結氣體， 如在常溫常壓下的FC-72，每單位體積可以吸收 48%的空氣。所以在流體 中加入可溶解的非凝結氣體，已經有相當多的文獻提到其在池沸騰中的影 響。 1949 年 McAdams 等[27]，是最早將可溶解氣體加入水中做強制對流 及次冷沸騰的沸騰實驗。他們發現在低熱通率的核沸騰區，加入可溶解的 空氣對沸騰曲線有改善的趨勢；但是在單相及完全發展的核沸騰區，可溶 解氣體的影響非常小。 在 1972 年 Murphy 與 Bergles[28]在R-113 中加入空氣做低熱通率的流 動沸騰實驗。實驗結果發現，加入空氣降低了初始的過熱度與增加熱傳係 數。 1990 年 You 等人[29]利用一加熱線浸入飽和與氣體飽和態的 FC-72 中，做池沸騰實驗。他們發現，增加可溶解氣體的含量，可以降低壁面起 始過熱度，增加核沸騰區的熱傳。 1995 年You等人[30]利用水平的加熱線在FC-72 中，加入可溶解氣體， 做池沸騰實驗。實驗結果發現，當可溶解氣體含量(Cg)的濃度高於 0.005

mole moles/ 時，對初始的沸騰有所影響。遲滯現象會隨著可溶解氣體含量 的增加而降低，臨界熱通量也會隨可溶解氣體含量的增加而增加。 1996 年 O’Connor[31]等人以光滑及微多孔性加熱面在FC-72 中，加入 可溶解氣體做池沸騰實驗。實驗結果發現，在氣體次冷態下，初始及核沸 騰的過熱度隨著可溶解氣體含量的增加而降低；在低熱通量時沸騰受到可 溶解氣體影響，但在高熱通量時則不受其影響；臨界熱通量(CHF)會隨著 氣體次冷度的增加而持續增加。 1997 年 Hong 等人[32]以白金線在FC-72 中做池沸騰實驗。實驗結果 發現，可溶解氣體在不同加熱線大小，及不同熱通量下，對於熱傳會有很 大的影響。在相同加熱線下，增加可溶解氣體含量會增加熱傳性能；在相 同氣體濃度下，增加熱通量及增加加熱線尺寸會降低熱傳性能，其原因為 加熱線附近流體被除氣所致，使得氣體含量減少，變成純次冷態的流體， 因而降低熱傳性能。 2003 年 Rainey 等人[33]利用一1cm × 1cm 的銅片，加熱面為水平方 向，在FC-72 中做池沸騰實驗。實驗結果發現，當在低可溶解氣體含量時， 對熱傳係數的影響不大；但增加可溶解氣體含量時，熱傳係數有逐漸提高 的趨勢。

1.6 研究目的

雖然已經有許多的文獻分別對微小間隙、加熱面角度及加入可溶解氣 體研究對池沸騰的影響，但對於垂直狹窄矩形管道中，研究加入可溶解氣 體對池沸騰影響的文獻卻非常有限。所以在本論文中的主要目的為探討在 垂直狹窄矩形管道中，加入可溶解的氣體(空氣)於 FC-72 中，觀察並分析 加熱表面對池沸騰熱傳的影響，並利用控制壓力與溫度控制所加入的可溶 解氣體含量，在1 大氣壓下做池沸騰實驗。將實驗結果與文獻比較，探討 各實驗參數對性能曲線的影響。實驗中利用數位相機拍攝在低熱通量、中 熱通量及高熱通量下的池沸騰現象，觀察氣泡成長過程，以及對池沸騰性 能曲線的影響。並利用經驗公式預測臨界熱通量，將預測值與實驗值比 較，預測其誤差值。

圖 1-1 沸騰曲線圖

圖 1-3 氣泡在孔穴中的成長流程圖 (Tong et al., 1990) [4]

加熱裝置 介電液

晶片

圖 1-5 在垂直狹窄空間中的沸騰現象示意圖。(a) 低熱通量時的獨立變

形氣泡；(b) 中熱通量時的變形氣泡合併；(c) 高熱通量時的乾化。[11]

圖 1-6 垂直加熱面在不同熱通量下的池核沸騰現象：(a)高熱通量；(b)

第二章

池沸騰的重要參數與理論分析

由於池沸騰不受外力的影響，流體只有自然對流，而沒有強制對流， 因此池沸騰只受到工作流體與系統環境的影響，影響池沸騰的參數有：工 作流體的種類、系統壓力、加熱面角度、加熱表面粗糙度、加熱表面幾何 形狀、不凝結氣體含量、重力加速度等。 系統壓力會改變飽和態液體與蒸汽性質的效應，而影響到池沸騰熱傳 性能。隨著系統壓力的升高，起始沸騰所需的過熱度會減少，而臨界熱通 量會隨著壓力的增加而提升。在1990 年 You 等人[34]以二氧化矽為加熱面 在FC-72 中作池沸騰實驗，發現當壓力升高到 56kPa 時，起始沸騰所需的 過熱度約降低了5℃。在 2003 年 Rainey 等人[33]以微加工表面在FC-72 中 作池沸騰實驗，壓力由30kPa 增加至 150kPa，實驗結果發現當壓力增加時， 核沸騰熱傳性能及臨界熱通量(CHF)都增加，而初始的壁面過熱度反而降 低。 加熱表面的傾斜角，對池沸騰亦有顯著的影響。在 1979 年 Fujiia 等人 [35]以多孔性及光滑平板做池沸騰實驗，加熱面分別改變為0°、45°及 90°， 結果發現90°的光滑板熱傳性能最好，0°時最差。1994 年 Nishikawa 等人[21] 有系統的探討加熱面傾斜角對池沸騰的影響，他們發現當傾斜角對個別氣 泡區的核沸騰有顯著的影響。傾斜角愈大，尤其是加熱面幾乎朝下時，核 沸騰最早發生，熱傳係數亦最高。但在高熱通率時，不同傾斜角的沸騰曲 線又合併在一起，顯示高熱通率核沸騰與傾斜角沒有明顯的關係，這說明 不受重力影響的液膜蒸發是高熱通率核沸騰的主要熱傳機制。 表面粗糙度對池沸騰性能也有很大的影響。因為愈粗操的表面，其孔 穴的數量愈多，因此會形成更多的活化成核孔穴，降低核沸騰時的起始過 熱度。在 1989 年 Anderson 等人[36]在介電液 FC-72 中，以三種經過不同 表面處理的銅片(12.7mm × 12.7mm)，其分別為用噴砂及氣體沈積改變表面 粗操度、表面延伸出的微鰭片結構及人工成核孔穴群，進行池沸騰熱傳分 析。實驗結果發現，增加表面粗操度會使沸騰提早發生，而減少遲滯現象 的發生；表面微鰭片結構也很明顯的增加熱傳；而人工成核孔穴表面使核 沸騰區的過熱度變小，提高臨界熱通量。 加入可溶解氣體於工作流體中，對於沸騰性能也有提升的趨勢。一般

在做池沸騰實驗時，液體的狀態可以分為：飽和態、次冷態及氣體飽和態。 如圖2-1[32]所示。 (一) 飽和態 是不含任何可溶解氣體的純流體狀態，將流體溫度控制在其飽和溫 度。如FC-72 控制在飽和態時，其飽和溫度為 56.6℃，如圖2-1(A)所示， 其系統溫度等於系統壓力所對應到的飽和溫度，也等於液體的飽和溫度， 此時可溶解氣體含量為零(C_g =0)。 (二) 次冷態 將不含溶解氣體的工作流體溫度控制在飽和溫度之下，此時流體的溫 度與飽和溫度的差值即為次冷度。如圖2-1(B)所示。此時系統溫度小於系 統壓力所對應到的飽和溫度，也就是液體的溫度低於其飽和溫度，此時可 溶解氣體含量亦為零(C_g =0)。 (三) 氣體飽和態 將工作流體控制在所需的次冷態，再將可溶解氣體加入，達到所需的 壓力狀態下，稱為氣體飽和態。也就是當加入可溶解氣體時，流體與可溶 解 氣 體 所 達 到 的 平 衡 狀 態 ， 此 時 流 體 的 次 冷 度 稱 為 氣 體 次 冷 度 (Gassy-subcooled)，如圖 2-1(C)所示。此時系統壓力等於蒸氣分壓與氣體 分壓的和，系統溫度等於系統壓力所對應到的飽和溫度，液體的溫度則低 於其飽和溫度，所以液體溫度與系統溫度的差值即為氣體次冷度，此時的 可溶解氣體含量大於零( )。在圖2-2中可以更清楚的了解在液氣相中 的狀態。在1995 年 You 等人[30]定義氣體次冷度為 0 > g C ) ( ) ( ) (

,gassy sat t bulk sat t sat v

sub T P T T P T P T = − = − Δ 其中 為總壓力 所對應的飽和溫度， 為液體溫度，而 等於蒸氣 分壓所對應到的飽和溫度，所以氣體次冷度為總壓力 所對應的飽和溫度 減去液體溫度，又可以等於總壓力 所對應的飽和溫度 減去蒸氣壓 sat T P_t T_bulk T_bulk t P sat T P_t T_sat

所對應到的飽和溫度。並根據亨利定律(Henry’s Law)決定可溶解氣體的含 量(C_g)為 g bulk g H T P C = ( ) 其中H(Tbulk)為亨利常數，You等人在 1990 年量測空氣在FC-72 中，溫度為 31.5 與 59.5 時，亨利常數分別為_5.4×10−5與_5.5×10−5 (moles/mole-kPa)；P g 為氣體分壓。 You 等人[30]發現，當可溶解氣體含量小於 0.0025moles/mole 時，對 起 始 沸 騰 並 無 太 大 影 響 ； 但 在 高 氣 體 含 量 時 ( 氣 體 含 量 大 於 0.005moles/mole)，則對起始沸騰有所影響，可以降低遲滯現象。 在池沸騰中，工作流體以及系統參數所影響的池沸騰特性主要有三 種：(1)起始過熱度( )；(2) 核沸騰區熱傳系數；(3) 臨界熱通量(CHF)。 而此三特性直接影響到沸騰熱傳性能的好壞，當起始過熱度太高，則會影 響到核沸騰的熱傳係數，使臨界熱通量降低；反之，若核沸騰區熱傳係數 高，則臨界熱通量會提升，池沸騰熱傳性能就好。下面將簡單介紹此三種 特性。 s T Δ

2.1 起始過熱度(ΔT

s

)

在池沸騰中，當流體由自然對流的單向熱傳變為核沸騰的雙向熱傳 時，也就是當氣泡開始產生時，此時加熱面溫度(Tw)與液體飽和溫度(Tsat) 的差值，稱為起始過熱度(ΔTs)。當核沸騰開始時，氣泡會開始大量的產生， 從加熱面脫離而帶走大量的熱，使表面過熱度會有突降的現象，此種現象 稱為溫度超越(Temperature Overshoot)或遲滯現象(Hysteresis)，如圖2-3所 示[37]，圖中t為在加熱表面所沈積的微粒厚度。溫度超越現象可以利用改 變一些參數來加以降低，例如加入足夠的可溶解氣體含量，或是縮小加熱 表面的間隙。 在 1988 年Bar-Cohen與Simon[38]針對高親水性介電液的起始過熱度進 行探討，結果發現當介電液在一飽和壓力P下時，其起始過熱度可表示如

下 ) ( ) ( ) ( _{l sat b sat l} sat w s T T P T P T P T = − ≅ − Δ 其中 為壁面溫度， 為液體飽和壓力 所對應到的飽和溫度 ，而 可以等於氣泡內的分壓 所對應到的飽和溫度，所以起始過熱度 等 於壁面溫度減去液體飽和壓力 所對應到的飽和溫度 ，又可以等於 氣泡內的分壓 所對應到的飽和溫度 減去液體飽和壓力 所對應 到的飽和溫度 。而氣核半徑為 w T T_sat P_l T_sat(P_l) w T P_b ΔT_s l P T_sat(P_l) b P T_sat(P_b) P_l ) ( _l sat P T b l b r P P − = 2σ 利用氣核週遭壓力與表面張力的平衡可以得到氣核半徑。 為氣核胚胎半 徑，因為影響氣核胚胎半徑的因素很多，所以 不易估計。而流體的起始 過熱度並非固定，由You 等[39]在FC-72 中所觀察得到的起始過熱度約介 於19.2K 與 50.5K 之間，如圖2-4所示。 b r b r

2.2 池核沸騰區熱傳係數

核沸騰區的熱傳係數極高，而且會隨著熱通率與表面過熱度增加而增 加，其主因為由單相的熱傳機制，變成雙相的熱傳機制所致。在核沸騰的 熱傳機制有：(1) 傳統的自然對流，(2) 蒸汽與液體的熱交換，(3) 微液膜 的蒸發，(4) 表面張力導致的流動。因為有如此複雜的核沸騰熱傳機制， 所以液體的擾動非常好，才會有非常高的熱傳係數於此區域中產生。 池沸騰的熱傳係數h，定義為熱通量q’’除以過熱度ΔTs，即 s T q h Δ ′′ = ΔTs定義為加熱壁面溫度減去液體飽和溫度，即ΔTs =Tw −Tsat。 在 1952 年 Rohsenow 等[40]以單相熱傳的經驗公式，應用到池沸騰熱 傳，推導出一池沸騰熱傳的關係式。他們選擇氣泡離開表面的直徑為特性 長度

2 1 ) ( ~ _⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ − _v l s g L ρ ρ σ 導出一經驗公式為 1 2 1 ) ( + ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ − ′′ = Δ m l p n v l lv l sf lv sat pl k C g i q C i T C μ ρ ρ σ μ 利用上式與實驗數據作迴歸分析的結果得指數n = 0.33，m 的值則與流體 有關。如果工作流體為水，則m = 0；若為其他流體，則 m = 0.7。當 n = 0.33 時，顯示表面過熱度對熱通率的增加不敏感，即表示熱通率愈高，熱傳遞 係數愈大。 上式中的係數Csf可說明表面粗操度或流體與表面接觸角對核沸騰的 影響。不同的表面加工對Csf有很大的影響。不同的加工可能導致不同的表 面粗操度及細微結構，進而影響到成核的過程與活化成核孔穴的密度，對 核沸騰的性能造成顯著的影響。

2.3 臨界熱通量

臨界熱通量(Critical Heat Flux, CHF)是核沸騰可能存在的最高熱通 量，也是沸騰曲線上的一個最高點。若表面熱通量超過臨界熱通量，沸騰 模式將由核沸轉為薄膜沸騰，熱傳遞係數將由一極大值降至一極小值，使 得表面溫度跳升到一個相當高的數值，通常會導致加熱體的燒毀，因此臨 界熱通量的預測是必需的。 在 1996 年 Watwe[41]提出一臨界熱通量的關係式，其關係式如下所示

[

]

{

[

L

( )

P

]

}

k C t k C t g h CHF h h h h h h h h v l f v lv + − ′ ⎪⎭ ⎪ ⎬ ⎫ ⎪⎩ ⎪ ⎨ ⎧ + ⎭ ⎬ ⎫ ⎩ ⎨ ⎧ ₋ = 1 0.3014 0.01507 1 . 0 ) ( 24 4 1 ρ ρ ρ ρ σ ρ π ⎪⎭ ⎪ ⎬ ⎫ ⎪⎩ ⎪ ⎨ ⎧ Δ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟⎟ ⎠ ⎞ ⎜⎜ ⎝ ⎛ + _sub lv l v l _T h C 75 . 0 03 . 0 1 ρ ρ 其中L’定義為 l v l g L L σ ρ ρ ) ( − = ′ ，L 為加熱面長度

板之臨界熱通量；第二及第三項是包含了加熱片的物理性質與長度對臨界 熱通量的影響；而第四項則是考慮次冷度對臨界熱通量的影響。

在垂直加熱面的臨界熱通量方面，Monde 等(1997)[43]以水與R113 為

工作流體，將垂直的不鏽鋼絲與不鏽鋼板作池沸騰實驗。他們發現，臨界

熱通量依Bond number 可分為兩個區域。其中 Bond number 為

⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ − = ) ( 2 v l g L Bo ρ ρ σ 則臨界熱通量可以利用一無因次參數Ku(Kutateladze number)定義如下 4 1 2 ) ( ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡ − ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ′′ = v v l fg v c g h q Ku ρ ρ ρ σ ρ 其中 即為臨界熱通量(CHF)，而由 Bond number 可將臨界熱通量分為兩 個區域，分別為 c q ′′ 4 1 35 . 0 L Ku = for Bo<30 及 18 . 0 = Ku for Bo≥30 由上式中可以發現，垂直加熱的熱傳效果隨長度增加而遞減。

Cg = 0 Tsys = Tsat (Psys)

FC-72 Pure Liquid

Cg = 0 Tsys < Tsat (Psys)

FC-72 Pure Liquid

Tsys = Tsat (Psys)

Psys = Pv + Pg FC-72 Vapor + Gas(Air) FC-72 Liquid Cg > 0 (B) 次冷態 (C) 氣體飽和態 (A) 飽和態 圖 2-1 工作流體的熱力學狀態(以 FC-72 為例)。(A)飽和態；(B)次冷態； (C)氣體飽和態。(Hong et al., 1997) [31] 圖 2-2 氣體飽和態的液氣相狀態示意圖 (You et al., 1995) [29]

圖2-3 以光滑銅片在 FC-72 中做池沸騰實驗所出現的溫度超越現象(遲

滯現象) (Chang and You, 1997) [37]

第三章

實驗設備與實驗步驟

本實驗是以介電液FC-72 在測試容器中，裝設垂直狹窄矩形流道，進 行池沸騰實驗。所使用的實驗設備及實驗步驟將介紹如下。

3.1 工作流體

在實驗中所使用到的工作流體為3M公司所生產的介電液FC-72，為一 種過氟碳化合物(Perfluorocarbon Fluid)，其化學式為C6F14。對於電子冷卻 方面的應用，FC-72 是目前認為比較理想的冷卻用流體，因為其在常壓下 的低飽和溫度(56.6 )℃ ，可以利用相變化的潛熱將電子裝置快速的降低溫 度，而且其相當高的介電性，不會影響到裝置的運作，也幾乎不與其他物 質起化學作用，是一種很穩定的流體；加上其無毒，具高揮發性，所以在 熱傳性能上及安全上的考量，FC-72 都很符合，是目前公認最理想的電子 冷卻流體。其熱物理性質如表3-1所示[44]。

3.2 池沸騰實驗測試設備

本實驗為垂直狹窄矩形管道的池沸騰熱增強實驗，實驗系統可大致分 為加熱系統、測試容器、除氣系統、加氣系統、環控恆溫系統及數據擷取 系統六大部份，實驗設備如圖 3-1 所示，圖 3-1(a)為實驗設備示意圖，圖 3-1(b)為實驗設備實物。 3.2.1 加熱系統 本實驗所使用的加熱裝置如圖3-2所示，由測試片(銅片)、電加熱片、 絕熱覆板及絕熱基座所組成，其組合如圖3-3所示。測試銅片的大小為 10 mm × 10 mm，厚度為 2 mm，其加工程序為：(1) 先用機器加工出所要的 測試銅片外形；(2) 再做機械式的表面拋光；(3) 利用砂紙做細微的表面處 理，先用1600 號砂紙將表面作均勻加工，把不規則的表面做規則的加工， 再利用2000 號砂紙做表面拋光，最後用 3000 號砂紙作最後的拋光，使得 到一光滑的表面。在距離銅片底面1 mm處，埋設兩根E-type的熱電偶，加 熱面的溫度則是由此兩根熱電偶的平均值。熱電偶量測得的溫度Ti須以傅

下 kA QL T T_w = _i − 其中L 為熱電偶到測試表面的距離。 測試片是以鑲嵌的方式，將其鑲嵌到一絕熱覆板中，如圖 3-4 所示， 使測試片的側邊可以得到絕熱，因為實驗主要是以量測表面的熱傳量，所 以要將其他表面做絕熱。而覆板是由一50mm × 30mm × 2mm 的電木加工 而成，因為其熱傳導係數相當低，為0.23W / mK，具良好絕熱效果。 加熱片為面積 10mm × 10mm 的鎳鉻絲電阻片，為配合測試片大小所 設計，如圖3-5所示。加熱電源由一直流電源供應器所提供(如圖3-6所示)， 其最大功率可達150W，供應輸出電壓範圍為 0 至 30 伏特，電流為 0 至 5 安培。 加熱片下方的基座為鐵氟龍，其大小為 50mm × 30mm × 20mm，鐵氟 龍的熱傳導係數極低，約為0.35W/m．K，因此可以減少加熱片的熱損失。 在鐵氟龍下方挖有一面積13mm × 13mm，深度為 1mm 的凹槽，並塗以耐 熱膠 Omegabond 600，其熱傳導係數為 1.4W/m．K，最高工作溫度為 1427℃，而塗耐熱膠是因為鐵氟龍無法承受太高的溫度，因此耐熱膠可以 保護鐵氟龍。 而整個加熱裝置則是利用塑膠螺絲將測試片、加熱片與鐵氟龍基座組 合起來，最後再將檔板與加熱裝置組合，則得到實驗所需要的測試段。 3.2.2 測試段 測試段為一垂直狹窄矩形管道，如圖 3-7(a)(b)所示，利用三塊壓克力 擋板與加熱片基底所組成。測試片為10mm × 10mm 的銅片，加熱面為垂 直方向，間隙大小分別為3 mm、2 mm、1 mm 及 0.5 mm，利用壓克力擋 板可以控制間隙的大小。 3.2.3 測試容器 測試容器為一內徑 30cm、璧厚 3mm、高 20cm 的不鏽鋼容器，如圖 3-8所示，在前端及側端各裝有一直徑10cm、厚 10mm 的強化石英玻璃， 可在實驗中用來觀測內部的池沸騰現象，以及作拍攝用。而容器上方的圓 蓋及容器之間的接合部分，則利用一 VITON 的 O 型環放置其接合處，增

加其接合處的緊密度，防止FC-72 的洩漏。測試容器中並置有二支電阻為 200 歐姆的 PT200 型電阻式溫度感測器(RTD)，用來量測容器內部液相與 氣相的溫度。另外還置有一支電子式壓力感測器，壓力感測範圍為 1 至 4 個大氣壓力，由一電源供應器供應直流電，當感應到壓力時則將訊號轉換 成電壓輸出(輸出電壓在 1 至 5 伏特間)，經由校正曲線即可換算出壓力， 可以用來控制實驗時測試容器所需的壓力。此外，在測試容器上方裝置有 一冷凝盤管，也就是實驗中氣相的部分，冷凝盤管與外側銜接至恆溫水 槽，利用控制氣相的溫度來維持容器中的壓力。 3.2.4 除氣系統 由於介電液 FC-72 在常溫常壓下對空氣的溶解度極高，所以在做實驗 之前必須做除氣的動作，以去除測試容器中的不凝結氣體。除氣是利用測 試容器在其外圍加裝一電加熱絲，將電加熱絲通以電流，使電加熱絲溫度 上升，對測試容器加熱，直至FC-72 產生沸騰，使加熱所產生的介電液蒸 氣與空氣上升至冷凝器並與一冷卻系統做熱交換，將凝結後的液體送回至 測試容器，而空氣則排出。介電液蒸氣在管道中流動時，由於遠離加熱源， 且 FC-72 在一大氣壓下的凝結溫度為 56.6℃，遠高於不凝結氣體(空氣)的 凝結溫度，因此FC-72 大部分在冷凝器凝結成液體而回至容器中，不凝結 的空氣則從排氣孔排出，雖然會有少量的FC-72 隨著空氣被排出，但不致 於影響容器中FC-72 的含量，因此除氣動作就可以完成。 3.2.5 加氣系統 加氣系統是由空氣瓶及一組熱交換器所組成，熱交換器是作為空氣預 熱用，如圖3-9所示。在加入可溶解氣體至FC-72 之前，必須先將測試容 器中的溫度設定至所需的飽和溫度，再利用壓力控制所需加入的可溶解氣 體含量。 3.2.6 環控恆溫系統 環控恆溫系統為一長 1m、寬 0.7m、高 2m 的環控箱，溫度控制範圍 為30 至 120℃。將測試容器置於環控箱中，可以使測試容器中的溫度保持 穩定，而不受外界環境的影響而改變，使系統能在穩定的狀態下進行實

3.2.7 恆溫水槽 在實驗中，利用恆溫水槽來控制測試容器中的壓力，使壓力維持在所 需的範圍之內，以確保實驗的準確性。恆溫水槽如圖3-11所示。 3.2.8 數據擷取系統 實驗中經由各感測器所量測得到的數據，是由一台 YOKOGAWA DA2500E 的數據擷取器所擷取，如圖 3-12 所示，並將其所擷取的數據傳 至一台586 的個人電腦，數據經由轉換後在電腦中顯示出所量測得到的讀 數。DA2500E 可將所量測得到的溫度與壓力轉換成電壓，再經 GB-IP 介面 卡與電腦連接，由程式轉換後，在電腦螢幕上顯示出測試片溫度、介電液 溫度與測試容器中的壓力值。 3.2.9 真空幫浦 在將FC-72 灌至測試容器中之前，為了使不凝結氣體的含量降至最 低，所以利用真空幫浦先將測試容器中的空氣抽出，再灌入FC-72 液體。 本實驗所使用的真空幫浦為ULVAC的YTP-150M型，是由油轉式幫浦(Oil

Rotary Pump)與渦輪分子幫浦(Turbomolecular pump)所組成，如圖3-13所

示。前者為前置幫浦，除氣速度為每秒100 升，而渦輪分子幫浦除氣速度 為每秒160 至 190 升，將兩幫浦開啟後，使其對測試容器抽真空至 10-3 torr 為止。

3.3 實驗步驟

本實驗的主要目的是研究加熱面在微小間隙的池沸騰熱傳分析，因此 加熱面的表面溫度、熱通量的變化、氣泡成長所影響的熱傳係數等，是實 驗所欲觀察的目的。利用直流電源供應器來控制加熱片的熱通量，並利用 所埋藏在測試片底部的熱電偶來量測表面溫度。在實驗開始前，利用水平 開放加熱面作池沸騰實驗，與文獻做驗證，當驗證完成後，才開始進行實 驗。本實驗所要測試的加熱面為垂直，改變間隙大小與氣體次冷度為操作 參數。在實驗中，控制介電液溫度及測試容器內的壓力為實驗過程非常最 要的工作之一。 本實驗的實驗步驟如下列所示：

(1) 清洗與測漏 在實驗開始之前，先將容器與冷凝器以丙酮清洗乾淨，細微部分則拆 卸下來用超音波清洗。待清洗完畢後，將所欲量測的測試段放入測試容器 中，再將測試容器鎖緊，與系統各部位連接，灌入高壓氮氣至測試容器至 10 個大氣壓力為止，待 24 小時後觀察壓力有無變化，在確定沒有洩漏後 將氮氣排放掉。 (2) 抽真空 利用真空幫浦將測試容器抽真空至 10-3 torr。 (3) 灌入 FC-72 液體 在灌入 FC-72 時，其液面高度要高於加熱面 70 至 80mm，且不能高於 冷凝盤管，以避免氣泡脫離表面後造成液面擾動而影響實驗的準確性。 (4) 排除不凝結氣體 先開啟環控箱，其溫度設定為高於 FC-72 的飽和溫度(56.6 )℃ ，約為 70 至 80℃左右。再將電加熱絲通電流，對測試容器加熱至沸騰，進行除 氣的動作。 (5) 加入可溶解氣體 待除氣後系統穩定，加入空氣於 FC-72 中。在加入可溶解氣體至 FC-72 之前，必須先將測試容器中的溫度設定至所需的飽和溫度，再利用壓力控 制所需加入的可溶解氣體含量。 (6) 實驗開始 待系統穩定後，則可以開始進行實驗。打開直流電源供應器對加熱片 加熱，並使電流與電壓緩慢的上升，當每增加一定的電流電壓時，待加熱 表面溫度跳動不超過0.05℃時，記錄所讀取的數值，直至臨界熱通量發生 為止；再以遞減電流與電壓的方式，直至電壓與電流為零，並記錄所讀取 的數值。當記錄所讀取的數值時，要等待系統穩定後，也就是溫度及壓力 都不再變化後，記錄此時的數值。

(7) 拍照 實驗中並利用數位相機拍攝不同熱通量下的池沸騰現象。 (8) 實驗完成 當實驗結束後，將所有裝置都關閉，待 24 小時候，再重新開始新的 實驗。其目的為排除測試片的殘餘熱量，以及等待系統趨於穩定狀態，使 增加實驗的準確性。

3.4 不準度分析

實驗中的不準度主要有：實驗數據的誤差、測試設備的差異、測試段 幾何形狀的誤差、熱損失等。在本實驗中，由於加熱片的設計與You等人 [31]的相似，所以不準度可以You等人所估計的作為參考。You等人所估計 的 不 準 度 包 括 ： 熱 損 失 與 熱 通 量 量 測的 不 準 度 ， 他 們 估 計 熱 通 量 在 0.5W/cm2以內時(單相自然對流)，不準度不超過 15%，而熱通量在 19W/cm2 時(核沸騰區)，不超過 5%。 溫度量測的不準度主要是熱電偶(thermocouple)的誤差，其誤差範圍在 以 內 。 壓 力 量 測 的 不 準 度 在 於 壓 力 計 的 誤 差 ， 誤 差 範 圍 在 。熱通量的不準度在於電流與電壓的誤差，其誤差範圍分別為 與 。不準度的分析也可參考 Kline[45]的方法，分別得到熱 通量、熱損失、過熱度及熱傳遞係數等的不準度(如表3-2所示)。Kline 的 不準度分析方法如附錄所示。 C ° ± 050. kPa 01 . 0 ± Am 01 . 0 ± ±0.1V

3.5 熱損分析

由於測試段無法達到完全絕熱的效果，因此由電加熱片所產生的熱， 並不會全部傳至測試片，會有部分的熱傳至作為基底的鐵氟龍，而這些傳 至鐵氟龍的熱量則為測試片所損失的熱，稱為熱損失。為了預測這些損失 的熱量，利用ANSYS(有限原素法)分析加熱片與鐵氟龍間的熱傳導，估算 出熱損失。分析條件為測試段在FC-72 的飽和狀態與不同次冷度下，也就 是加熱片與鐵氟龍的環境溫度分別為 56℃、46℃、36℃與 26℃，分析條 件如表 3-3所示，改變加熱片的輸入功率，分析加熱片與鐵氟龍間的熱傳 遞情形，預測出在不同輸入功率下的熱損失。圖3-14為分析模型，圖3-15

至3-18分別為飽和狀態，次冷度10、20 及 30，接近臨界熱通量的熱損分 析結果。圖中可以發現，不論在任何次冷度下，由於鐵氟龍的熱傳導係數 非常小(0.35 W/m．K)，所以由銅片所傳至鐵氟龍的熱量非常少，經由鐵氟

表3-1 介電液 FC-72 的飽和熱物理性質 (壓力 = 1 atm) [44]

性質 FC-72

平均分子量 (Average molecular weight) 340 kg / kgmole

臨界溫度 (Critical temperature, Tcrit) 178 ℃

飽和溫度 (Saturation temperature, Tsat) 56.6 ℃

液體密度 (Density of liquid, ρl) 1600 kg / m3

蒸汽密度 (Density of vapor, ρv) 13.39 kg / m3

蒸發熱 (Heat of vaporization, hfg) 94790 J / kg

熱傳導係數 (Thermal conductivity of liquid, kl) 0.0538 W / m˙k

比熱 (Specific heat of liquid, Cpl) 1102 J / kg

熱擴散率 (Thermal diffusivity of liquid, αl) 3.064 × 10-8 m2 / s

動黏滯係數 (Kinematic viscosity of liquid, vl) 2.729 × 10-7 m2 / s

普朗特數 (Prandtl number of liquid, Prl) 8.900

熱膨脹係數 (Coefficient of thermal expansion

of liquid, βl)

－0.001639 K-1

表面張力 (Surface tension of liquid, σl) 0.008348 N / m

介電常數 (Dielectric constant, 25 , 1KHz)℃ 1.76

介電強度 (Dielectric strength, KV, 2.54mm gap) 42

對空氣的溶解度 (Solubility of air, ml gas / 100ml liquid)

表3-2 不準度分析 誤差範圍 實驗最小值 不準度 電流(Am) ±0.01 0.13 ±7.69% 電壓(Volt) ±0.1 1.3 ±7.7% 熱通量(kW/m2) 1.69 ±5.91% 熱損失(%) 0.01% 0.1% ±10% 過熱度( )℃ ±0.05 1.64 ±3.04% 熱傳遞係數 (kW/m2℃) 0.713 ±13.84% 氣體含量(Cg) ±0.0001 0.0016 ±6.25%

次冷度(ΔTsub)(℃) 參數 0 10 20 30 Tliquid( )℃ (液體溫度) Q input(kW/m2) (輸入功率) %CHF (臨界熱通量) Twall( )℃ (壁面溫度) 56 206 99 80 46 230 99 80 36 253 99 80 26 277 99 82 表3-3 熱損分析條件

冷卻水進口 冷卻水出口 恆溫水槽 冷凝盤管 除氣閥 RTD Thermocouples 壓力感測器 除氣系統 至恆溫水槽 數據擷取器 電腦 恆溫系統 加熱裝置 空 氣 瓶 (a) 實驗設備示意圖 (b) 實驗設備實物圖 圖 3-1 實驗設備

電木

測試銅片

電加熱片

鐵氟龍

圖 3-4 測試片

圖 3-5 電加熱片

基底(鐵氟龍) 側擋板 電木 測試銅片 前擋板 圖 3-7 垂直狹窄矩形流道示意圖。(a) 利用擋板所構成的垂直狹窄矩形 (b) 垂直流道結構示意圖。 (a) (b)

圖 3-8 測試容器

圖 3-10 環控箱

圖 3-12 數據擷取器

銅片 電木 電木 20 m m 1 mm 鐵氟龍 50 mm 10 mm 圖 3-14 熱損分析模型

圖 3-15 飽和狀態的熱損失

圖 3-17 次冷度 20℃的熱損失

第四章

實驗結果與討論

本論文主要是利用實驗探討在FC-72 中，垂直狹窄矩形流道的池沸騰 熱傳，探討加入可溶解氣體與間隙大小對池沸騰的起始過熱度、核沸騰曲 線與臨界熱通量(CHF)的影響。實驗所使用的測試片為一 10 mm × 10 mm 的光滑銅片，測試片呈垂直，氣體次冷度為0、10、20 及 30K，改變的間 隙大小為3、2、1 及 0.5mm，實驗參數如表4-1所示。實驗中並利用數位 相機拍攝沸騰時的氣泡成長，觀察在各種情況下(如可溶解氣體含量、間隙 大小)的池沸騰現象。

4.1 實驗結果

在實驗中是利用電源供應器來控制對加熱面所輸入的熱通量，而加熱

面面積為已知，則可以利用牛頓冷卻定律(Newton’s law of cooling)來求得 熱傳遞係數。牛頓冷卻定律如下所示： sat T h q′′= Δ 則 sat T q h Δ ′′ = 定義 A Q q′′= sat w sat T T T = − Δ 其中h為熱傳導係數，q”為單位面積的熱通量，A為加熱面面積，Tw為加熱 面表面溫度，Tsat為液體飽和溫度。 在實驗開始前，為了增加實驗的準確性，我們利用水平開放加熱面作 池沸騰實驗與文獻驗證，所驗證的文獻為You 等人在 1996 年[31]所做的池 沸騰實驗。本實驗所使用的液體為FC-72，壓力為一大氣壓，測試面為 10 mm × 10 mm 的光滑銅片，氣體次冷度分別是 0、10、20 及 30 K，可溶解 氣體含量如表4-2所示。You 等人[31]利用FC-72，壓力在 1 大氣壓及 3 大 氣壓下，測試面為5 mm × 16 mm 的光滑銅片，氣體次冷度為 0 K 至 80 K 做池沸騰實驗。圖 4-1(a)為本實驗所做的沸騰曲線圖，圖 4-1(b)為 You 等