表面微結(jié)構(gòu)對(duì)陣列微射流沸騰換熱的影響

張超，楊鵬，劉廣林，趙偉，楊緒飛，張偉，宇波

（1 北京石油化工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，深水油氣管線關(guān)鍵技術(shù)與裝備北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102617；2 北京計(jì)算機(jī)技術(shù)及應(yīng)用研究所，北京 100854；3 華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 102206）

半導(dǎo)體與微電子的發(fā)展遵循摩爾定律，單位面積上集成的晶體管數(shù)量每18個(gè)月翻一番[1]，使單位面積的發(fā)熱量大幅增加。當(dāng)前，先進(jìn)半導(dǎo)體芯片的表面熱流超過(guò)100W/cm2，局部熱點(diǎn)的熱流達(dá)到1000W/cm2量級(jí)[2]，如果不能進(jìn)行有效散熱，會(huì)產(chǎn)生高溫導(dǎo)致燒毀。傳統(tǒng)基于風(fēng)冷的散熱技術(shù)已無(wú)法滿足高熱通量散熱需求，采用基于單相對(duì)流的液冷技術(shù)進(jìn)行高熱通量電子元器件冷卻時(shí)，需要較大的工質(zhì)流量與泵功消耗[3]；與單相液冷相比，相變冷卻利用氣液潛熱換熱可在相對(duì)較小的流量和泵功消耗下滿足高熱通量散熱需求。因此，發(fā)展基于氣液相變的高性能電子冷卻技術(shù)對(duì)于高熱流電子器件的安全可靠運(yùn)行具有十分重要的工程意義[4-5]。

陣列微射流沸騰冷卻是利用冷卻工質(zhì)通過(guò)加熱表面上方的分布式微孔垂直向加熱表面進(jìn)行射流沖擊，并且工質(zhì)在受熱表面吸熱發(fā)生沸騰從而實(shí)現(xiàn)高效相變冷卻的技術(shù)。由于射流沸騰耦合了射流沖擊冷卻與相變冷卻兩種高效冷卻模式，在高熱通量器件散熱領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。在射流沸騰冷卻技術(shù)中，換熱特性主要受到來(lái)流過(guò)冷度[6-7]、流速[8]、射距[9]以及換熱表面結(jié)構(gòu)[10-11]等因素影響。已有研究表明，來(lái)流過(guò)冷度主要影響沸騰起始點(diǎn)溫度（ONB）以及臨界熱通量（CHF），較大的過(guò)冷度對(duì)單相對(duì)流到相變的轉(zhuǎn)換（沸騰起始）具有一定的抑制作用，但在高熱通量條件下會(huì)推遲CHF 的發(fā)生[12]。來(lái)流工質(zhì)垂直沖擊加熱表面時(shí)，對(duì)加熱表面近壁區(qū)的熱邊界層產(chǎn)生壓縮效應(yīng)，熱邊界層越薄換熱效果越強(qiáng)，來(lái)流速度較小時(shí)邊界層壓縮效應(yīng)相對(duì)較弱，壁溫相對(duì)較高，容易達(dá)到沸騰起始所需要的過(guò)熱度從而發(fā)生單相到相變的轉(zhuǎn)換，當(dāng)沖擊流速較大時(shí)則會(huì)抑制這種轉(zhuǎn)變；此外換熱表面的氣泡動(dòng)力學(xué)特性包括氣泡核化、生長(zhǎng)、聚并、脫離等受加熱表面結(jié)構(gòu)特征影響較大，從而改變其沸騰換熱特性，如具有凹穴的孔隙表面或粗糙表面由于提供了大量有效核化穴，具有相對(duì)較低的沸騰起始過(guò)熱度，并且在較低的熱流條件下產(chǎn)生大量氣泡核化，具有較高的傳熱系數(shù)；然而，熱通量較高時(shí)大量氣泡聚并形成蒸氣膜，液體無(wú)法及時(shí)補(bǔ)充到換熱表面，導(dǎo)致?lián)Q熱表面溫度驟升。最新研究表明[13]，具有微納復(fù)合多尺度結(jié)構(gòu)表面與單一尺度微結(jié)構(gòu)表面相比，可以兼顧氣泡的核化、液體向加熱面的再補(bǔ)充以及蒸氣的溢出，可同時(shí)實(shí)現(xiàn)較低的沸騰起始過(guò)熱度、較高的傳熱系數(shù)和臨界熱通量。

為發(fā)展新型高效射流沸騰換熱技術(shù)，本文提出了一種基于浸沒(méi)式陣列微射流與微針肋陣列結(jié)構(gòu)組合的新型相變換熱器設(shè)計(jì)，如圖1所示。在射流結(jié)構(gòu)方面，創(chuàng)新性地通過(guò)將陣列式射流柱浸入射流腔，保持射流出流近距離沖擊換熱表面，同時(shí)射流柱起到擾流作用增強(qiáng)換熱［圖1(a)］；在換熱底面結(jié)構(gòu)方面［圖1(b)］，采用數(shù)控雕刻機(jī)（CNC）在紫銅表面制備了微針肋陣列結(jié)構(gòu)（MFA）作為陣列微射流相變換熱的基準(zhǔn)表面，研究了工質(zhì)過(guò)冷度、射流速度對(duì)陣列微射流換熱特性的影響規(guī)律，為進(jìn)一步獲取微納復(fù)合結(jié)構(gòu)對(duì)陣列微射流相變換熱影響規(guī)律，采用電刷鍍技術(shù)在紫銅微針肋陣列表面制備了鎳-石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面（Ni/Go-MFA）[14-15]，并與紫銅微針肋陣列基準(zhǔn)表面的換熱特性開(kāi)展了對(duì)比研究。

圖1 實(shí)驗(yàn)射流結(jié)構(gòu)

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 系統(tǒng)簡(jiǎn)介

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖2 所示，主要設(shè)備包括過(guò)濾器、微型齒輪泵、流量計(jì)、預(yù)熱器、射流相變換熱實(shí)驗(yàn)件、冷凝器、不銹鋼儲(chǔ)液罐和不銹鋼管等。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，工質(zhì)在微型齒輪泵的驅(qū)動(dòng)下經(jīng)質(zhì)量流量計(jì)、預(yù)熱器進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段加熱后進(jìn)行相變換熱，然后經(jīng)冷凝器冷凝后回流至不銹鋼儲(chǔ)液罐內(nèi)，過(guò)濾器用于防止雜質(zhì)進(jìn)入齒輪泵，不銹鋼儲(chǔ)液罐內(nèi)設(shè)置有比例微分積分（PID）智能溫控單元用于罐內(nèi)液態(tài)工質(zhì)的溫度控制。實(shí)驗(yàn)時(shí)通過(guò)微型齒輪泵控制流量，利用微小橢圓齒輪流量計(jì)（上海基深M5SS）采集實(shí)時(shí)流量，通過(guò)預(yù)熱器控制實(shí)驗(yàn)段入口的過(guò)冷度。

圖2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.2 實(shí)驗(yàn)段

實(shí)驗(yàn)件由頂部的聚碳酸酯材料（PC）陣列射流構(gòu)件和底部的紫銅材料陣列針肋換熱面裝配組成，如圖3 所示。頂部的陣列射流構(gòu)件采用PC 材料CNC 加工制成，并用三氯甲烷做增透處理，射流構(gòu)件主要包括靜壓腔、射流柱陣列、射流腔，其中靜壓腔幾何尺寸為20mm×10mm×5mm，射流柱為直徑D=2.4mm、高L=4mm 的圓柱，呈5×2 陣列排布，各射流柱的中心距為3.5mm，射流柱中心有射流孔，孔徑Djet=1mm。工質(zhì)進(jìn)出口位于射流構(gòu)件兩端，進(jìn)出口管路截面半徑均為2mm。入口管路上布置的測(cè)溫、測(cè)壓點(diǎn)與靜壓腔入口距離為3mm，出口管路上布置的測(cè)溫、測(cè)壓點(diǎn)與射流腔出口的距離為4.25mm。底部紫銅換熱面結(jié)構(gòu)如圖4 所示，該換熱表面上加工微針肋陣列結(jié)構(gòu)，微針肋為長(zhǎng)寬高分別是0.5mm×0.5mm×0.8mm 的矩形微柱并呈9×19線性陣列排布，其陣列間距為0.5mm；在距換熱表面下方1mm 處沿程布置間距為3.5mm 的7 個(gè)測(cè)溫孔，使用直徑為1mm的K型鎧裝熱電偶測(cè)量壁溫。加熱功率由紫銅換熱表面背部的陶瓷電加熱片提供，其有效加熱面積為20mm×10mm，射流孔出口距離底部銅針肋陣列頂部的距離為0.7mm。

圖3 實(shí)驗(yàn)件裝配結(jié)構(gòu)

圖4 底部紫銅換熱面及微針肋陣列結(jié)構(gòu)

為研究加熱表面上微納復(fù)合結(jié)構(gòu)對(duì)陣列微射流相變的影響特性，采用電刷鍍工藝[14]在圖4所示的紫銅微針肋結(jié)構(gòu)換熱表面上制備鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)。電刷鍍制備裝置如圖5(a)所示，主要包括電刷鍍電源、刷鍍筆、直線電機(jī)、鍍液槽和支架、管路等。電刷鍍工藝原理如圖5(b)所示，首先采用電凈去除紫銅微陣列表面的污漬，然后刷鍍鎳過(guò)渡層，最后在鎳過(guò)渡層上方刷鍍鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)。所有裝置安裝完畢后需進(jìn)行實(shí)驗(yàn)裝置的檢漏測(cè)試，將回路密封打壓，檢查裝置的氣密性，氣密性檢查完備后系統(tǒng)進(jìn)行抽真空注液后開(kāi)始實(shí)驗(yàn)。

圖5 電刷鍍裝置及刷鍍工藝

2 數(shù)據(jù)處理、不確定度分析與重復(fù)性驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中不銹鋼儲(chǔ)液罐內(nèi)的工質(zhì)溫度由智能溫控單元控制，由于工質(zhì)沿程流動(dòng)過(guò)程中存在熱損失導(dǎo)致溫降，在實(shí)驗(yàn)段入口處設(shè)置預(yù)熱器進(jìn)行入口過(guò)冷度的精確控制。實(shí)驗(yàn)段的加熱功率由陶瓷電加熱片和加熱電源提供，電加熱功率Q可由功率計(jì)直接采集讀數(shù)，由于存在一定的散熱損失，需要計(jì)算有效加熱功率q′。由于實(shí)驗(yàn)段出口為具有一定干度的氣液兩相流，難以直接確定出口焓值，因此基于式(1)單相對(duì)流條件下的熱平衡，測(cè)得加熱功率與熱效率的關(guān)系并外推得到本實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)的平均熱效率為94.3%[16]。

熱效率η由式(1)計(jì)算。

平均換熱系數(shù)h由式(2)計(jì)算。

式中，Tw為壁面平均溫度，由銅基板下的熱電偶測(cè)溫后經(jīng)傅里葉導(dǎo)熱定律計(jì)算得到；Tf為工質(zhì)進(jìn)出口的平均溫度。

采用雷諾數(shù)Re評(píng)價(jià)不同射流速度ujet和工質(zhì)流量qm對(duì)換熱性能的影響，如式(3)、式(4)。

式中，Djet為射流孔直徑；Ajet為射流孔的面積；qm為工質(zhì)質(zhì)量流量；qV為體積流量；N為射流孔數(shù)。

在相變換熱系統(tǒng)中，通常采用沸騰數(shù)Bo（boiling number）表示不同熱通量和質(zhì)量流量耦合條件下的沸騰強(qiáng)度，其定義如式(5)。

式中，hfg為汽化潛熱，kJ/kg；G為質(zhì)量流速，kg/(m2?s)，可通過(guò)式(6)計(jì)算。

式中，As為射流腔的平均截面積。

在本實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，直接測(cè)量量包括溫度、壓力、尺寸等。不確定度如下：K型熱電偶測(cè)溫不確定度為±0.5℃，實(shí)驗(yàn)段尺寸的不確定度為±1%，實(shí)驗(yàn)使用功率計(jì)的不確定度為±1.5%，流量計(jì)測(cè)量的不確定度為±0.5%。

間接測(cè)量誤差通過(guò)Moffat[17]提出的誤差傳遞公式［式(7)］計(jì)算得到。

式中，S為標(biāo)準(zhǔn)誤差；xi為影響標(biāo)準(zhǔn)誤差的自變量；δxi為xi的相對(duì)誤差。本實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，各物理量的最大不確定度見(jiàn)表1。

表1 實(shí)驗(yàn)不確定度

為驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的可靠性和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可重復(fù)性，在不同的時(shí)段內(nèi)，對(duì)19 組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了重復(fù)性實(shí)驗(yàn)，測(cè)得相同工況下傳熱系數(shù)的最大偏差和最小偏差分別為8.2%和0.1%，平均偏差為3.1%，表明實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)可靠，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較好的可重復(fù)性。

3 結(jié)果與討論

3.1 微針肋陣列表面換熱

3.1.1 過(guò)冷度的影響

圖6為不同入口溫度下的沸騰曲線，其中q′為熱通量，?tsat為壁面平均溫度與飽和溫度之差。當(dāng)射流入口工質(zhì)溫度Tin分別為38.0℃、48.0℃、58.0℃時(shí)，ONB 對(duì)應(yīng)的熱通量分別為23.8W/cm2、21.2W/cm2、13.3W/cm2，并且在相同熱通量條件下，壁面過(guò)熱度隨著射流入口溫度的增大而增大。隨著熱通量的增大，3條沸騰曲線逐漸靠攏。在較高熱通量條件下，如圖6局部放大所示，隨著射流入口溫度的提高，沸騰曲線越陡峭并且當(dāng)射流入口溫度為58.0℃時(shí)，沸騰曲線呈現(xiàn)出具有回折特性的S形狀，表明隨熱通量的增加，壁面過(guò)熱度出現(xiàn)了一定程度的降低，這是由于高熱通量條件下?lián)Q熱表面的劇烈沸騰導(dǎo)致較高的換熱性能。

圖6 不同入口溫度下的沸騰曲線

圖7給出了不同射流入口溫度條件下傳熱系數(shù)隨熱通量的變化特性，每條曲線上的拐點(diǎn)表示不同工況條件下的ONB，當(dāng)射流入口溫度為38.0℃、48.0℃、58.0℃時(shí)，相應(yīng)的ONB 點(diǎn)對(duì)應(yīng)的熱通量q′ONB分別為13.3W/cm2、21.2W/cm2、23.8W/cm2，即隨著入口過(guò)冷度的增大，ONB 點(diǎn)對(duì)應(yīng)的熱通量逐漸增大，這是由于根據(jù)經(jīng)典氣泡核化理論，壁面上的氣泡核化需要一定的液體過(guò)熱度和過(guò)熱液層厚度，較低的入口液體過(guò)冷度意味著需要更高的熱流使之達(dá)到氣泡核化所需的壁面過(guò)熱度及過(guò)熱液層厚度。當(dāng)熱通量小于沸騰起始熱通量q′ONB時(shí)，換熱為單相射流對(duì)流主導(dǎo)，射流入口溫度以及熱通量對(duì)傳熱系數(shù)的影響相對(duì)較小，在ONB 點(diǎn)之后，不同射流入口溫度條件下傳熱系數(shù)均隨熱通量的增加而顯著增大，并且相同熱通量下的兩相傳熱系數(shù)隨入口射流溫度的增加而增大，表明較大的射流入口過(guò)冷度不利于兩相換熱。

圖7 入口溫度對(duì)換熱性能的影響

3.1.2 質(zhì)量流速的影響

圖8為射流入口溫度為38.0℃時(shí)，不同質(zhì)量流速下傳熱系數(shù)隨熱通量的變化曲線，在熱通量較小的單相對(duì)流換熱主導(dǎo)區(qū)，質(zhì)量流速越大，相同熱流條件下的傳熱系數(shù)越高。當(dāng)質(zhì)量流速G=33.9kg/(m2?s)、68.0kg/(m2?s)、125.1kg/(m2?s)時(shí)，其單相對(duì)流傳熱系數(shù)（ONB之前）的最大值分別為6214.6W/(m2?K)、8816.3W/(m2?K)、12857.7W/(m2?K)，進(jìn)入兩相區(qū)后隨熱通量的增大，傳熱系數(shù)顯著提升，并且質(zhì)量流速越小，傳熱系數(shù)隨熱通量增加而增大的斜率越大。不同質(zhì)量流速下的傳熱系數(shù)隨熱通量的變化曲線形成交叉，在充分發(fā)展的兩相區(qū)，質(zhì)量流速越小，傳熱系數(shù)反而越大。與熱通量較小的單相對(duì)流區(qū)相比，質(zhì)量流速對(duì)傳熱系數(shù)的影響趨勢(shì)正好相反，表明較大的射流速度對(duì)于沸騰具有一定的抑制作用。

圖8 質(zhì)量流速對(duì)傳熱系數(shù)的影響

為綜合衡量熱通量以及質(zhì)量流速對(duì)射流沸騰換熱的影響特性，采用量綱為1 的沸騰數(shù)Bo為關(guān)鍵參數(shù)分析了傳熱系數(shù)隨Bo數(shù)的變化特性，結(jié)果如圖9 所示。不同質(zhì)量流速下傳熱系數(shù)均隨Bo數(shù)的增大而增大，傳熱系數(shù)隨Bo數(shù)的變化呈現(xiàn)出兩種不同的變化速度，進(jìn)入兩相后變化劇烈，斜率變陡，在本文的實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，最大Bo數(shù)為0.016時(shí)，傳熱系數(shù)最大達(dá)到24125.9W/(m2?K)。

圖9 傳熱系數(shù)隨Bo數(shù)的變化曲線

圖10 給出了Tin=48.0℃下不同質(zhì)量流率下的沸騰曲線?？梢悦黠@觀察到熱通量隨壁面過(guò)熱度增加而增大的速率不同，在Ⅰ區(qū)內(nèi)熱通量隨壁面過(guò)熱度呈線性正相關(guān)變化，此時(shí)換熱以單相換熱為主，相同的熱通量下，流量越大時(shí)對(duì)應(yīng)的壁面過(guò)熱度越低；隨熱通量的增加，壁面過(guò)熱度大于0℃后，沸騰曲線由單相換熱進(jìn)入兩相換熱，且相變后沸騰曲線的斜率顯著增大，斜率的變化幅度隨流量的增加呈負(fù)相關(guān)；進(jìn)入兩相換熱階段后，隨熱通量的增加，壁面過(guò)熱度的增幅減弱，并且不同質(zhì)量流速下的沸騰曲線逐漸靠攏并趨于一致，表明高熱通量條件下質(zhì)量流速對(duì)沸騰換熱的影響減弱。

圖10 不同質(zhì)量流速下的沸騰曲線

圖11 給出了傳熱系數(shù)隨射流雷諾數(shù)的變化曲線。在熱通量q′=10.6W/cm2的相對(duì)較低熱流條件下，當(dāng)Re從125 增加到470 時(shí)，傳熱系數(shù)從5208.0W/(m2?K)增加到10025.2W/(m2?K)，此時(shí)實(shí)驗(yàn)件內(nèi)的換熱為單相強(qiáng)制對(duì)流換熱，由于單相對(duì)流換熱系統(tǒng)中熱邊界層厚度δt∝Re1/n，流速變大時(shí)熱邊界層減薄，換熱能力增強(qiáng)；對(duì)于q′=45.1W/cm2的高熱通量條件下，Re從125增大到470時(shí)，傳熱系數(shù)從24980.9W/(m2?K)降到18657.4W/(m2?K)，此時(shí)實(shí)驗(yàn)件內(nèi)換熱為射流沸騰換熱，換熱特性由單相對(duì)流和核態(tài)沸騰共同主導(dǎo)，Re增大單相對(duì)流的同時(shí)，對(duì)沸騰也產(chǎn)生了抑制效應(yīng)，導(dǎo)致整體換熱能力被削弱[18]。圖12 給出了當(dāng)Tin=58.0℃、G=68.0kg/(m2?s)時(shí)，不同加熱功率下實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口壓降隨時(shí)間的脈動(dòng)變化特性。引起脈動(dòng)的因素包括通道內(nèi)氣泡核化、生長(zhǎng)、聚并、脫離等動(dòng)力學(xué)行為導(dǎo)致的氣液界面振蕩、氣液體積分?jǐn)?shù)動(dòng)態(tài)變化以及實(shí)驗(yàn)段上游存在可壓縮容積等。從圖12 還可以得出，當(dāng)熱通量從39.8W/cm2增加到47.7W/cm2時(shí)，壓降脈動(dòng)幅度顯著增大。

圖11 不同功率下雷諾數(shù)對(duì)傳熱系數(shù)的影響

圖12 不同加熱功率下進(jìn)出口壓降的脈動(dòng)特性

3.2 表面微結(jié)構(gòu)對(duì)射流沸騰換熱影響

由于微結(jié)構(gòu)表面通常具有豐富的核化穴，成為強(qiáng)化沸騰換熱的重要手段。換熱表面微結(jié)構(gòu)的制備方法主要包括CNC精雕（銑削）、激光刻蝕、氣相化學(xué)沉積、電鍍、燒結(jié)、高溫氧化等[18-20]。不同方法制備的表面微結(jié)構(gòu)在沸騰強(qiáng)化換熱方面性能迥異。對(duì)CNC 精雕加工的陣列微針肋表面與采用電刷鍍方法制備的鎳/石墨烯微納復(fù)合微針肋陣列結(jié)構(gòu)表面的射流沸騰換熱特性進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖13 所示。圖13(a)為相同工況下傳熱系數(shù)隨熱通量的變化特性曲線，電刷鍍后的Ni/Go-MFA 表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)低于MFA，且Ni/Go-MFA 表面ONB 點(diǎn)較MFA 提前，ONB 對(duì)應(yīng)的沸騰起始熱通量分別為16.0W/cm2、10.7W/cm2。在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的傳熱系數(shù)與光滑陣列針肋表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的比值均小于1，表明在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)，鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)并未起到強(qiáng)化沸騰換熱的作用。

圖13 電刷鍍表面對(duì)換熱性能的影響

圖13(b)為質(zhì)量流速G=68.0kg/(m2?s)下光滑針肋表面與微納復(fù)合結(jié)構(gòu)針肋表面的沸騰曲線，在相同的熱通量下，Ni/Go-MFA 表面相較MFA 表面有大的壁面過(guò)熱度。隨熱通量的增大，相同熱通量對(duì)應(yīng)的Ni/Go-MFA 表面過(guò)熱度和MFA 表面過(guò)熱度的差值先增大后減小。當(dāng)熱通量超過(guò)45.0W/cm2時(shí)，沸騰曲線甚至出現(xiàn)S形回折現(xiàn)象，即隨著熱通量的增加壁面過(guò)熱度反而減?。廴鐖D13(b)局部放大］。

4 機(jī)理分析

為深入揭示電刷鍍微納結(jié)構(gòu)對(duì)射流沸騰換熱的影響機(jī)理，采用掃描電鏡（SEM，JEOLJCM-700）對(duì)表面進(jìn)行表征。圖14給出了具有鎳/石墨烯表面微納復(fù)合結(jié)構(gòu)的兩個(gè)相鄰微針肋陣列的局部結(jié)構(gòu)，肋頂部為較致密的多孔結(jié)構(gòu)，相鄰肋間的底部區(qū)域微納結(jié)構(gòu)較為稀疏，這是由于在采用電刷鍍制備鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)的過(guò)程中電刷與微針肋陣列表面的非均勻接觸導(dǎo)致的，由于刷鍍過(guò)程中首先要在微針肋表面刷鍍鎳過(guò)渡層，而鎳的熱導(dǎo)率小于紫銅，相當(dāng)于在紫銅微針肋陣列表面增加了一層附加導(dǎo)熱熱阻。該附加導(dǎo)熱熱阻的存在阻礙了加熱熱源到流體的傳熱，使得相同熱通量下加熱表面溫度相對(duì)無(wú)鎳層覆蓋的紫銅表面較高［圖13(b)］。依據(jù)經(jīng)典氣泡核化理論[21]，加熱表面的氣泡核化過(guò)程發(fā)生在近壁區(qū)的過(guò)熱液層內(nèi)，較高的壁面溫度導(dǎo)致相對(duì)較高的近壁液層過(guò)熱度，因此鎳層導(dǎo)致的附加熱阻使得電刷鍍微納結(jié)構(gòu)表面在相對(duì)較小的熱通量下產(chǎn)生氣泡核化。此外，電刷鍍微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面豐富的孔隙提供了有效核化穴也是該表面具有較小沸騰起始熱流的原因。

圖14 微針肋陣列表面電刷鍍后形成的微觀結(jié)構(gòu)

沸騰表面的傳熱系數(shù)可由式(8)給出[22]，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)（HTC）與物性（k、ρ、cp）、氣泡脫離直徑（d）、氣泡脫離頻率（f）以及有效核化穴數(shù)量（n）有關(guān)。本研究中盡管鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面具有相對(duì)較多的核化穴，但其傳熱系數(shù)仍比紫銅微針肋陣列表面低［圖13(a)］，這是由兩方面原因造成的：一方面是由于刷鍍過(guò)程中形成的鎳過(guò)度層增加了傳熱熱阻；另一方面刷鍍過(guò)程中微納復(fù)合結(jié)構(gòu)生長(zhǎng)的非均勻性導(dǎo)致微針肋上形成的蘑菇狀微納復(fù)合結(jié)構(gòu)（圖15），這種蘑菇狀結(jié)構(gòu)使得具有較高過(guò)熱度的肋間區(qū)域核化氣泡難以脫離。然而，隨著加熱熱流的不斷增大，針肋頂部微結(jié)構(gòu)的核化穴逐漸被激活，導(dǎo)致鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的傳熱系數(shù)逐漸接近紫銅針肋結(jié)構(gòu)表面。

圖15 陣列微針肋電刷鍍表面

為驗(yàn)證并消除鎳過(guò)渡層以及蘑菇狀微納復(fù)合結(jié)構(gòu)的存在對(duì)換熱的不利影響，采用激光對(duì)具有鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)的微針肋結(jié)構(gòu)表面（Ni/Go-MFA）進(jìn)行局部刻蝕得到激光刻蝕微結(jié)構(gòu)表面（L-Ni/Go-MFA）。采用掃描電鏡對(duì)刻蝕表面結(jié)構(gòu)進(jìn)行了表征，結(jié)果如圖16(a)、(b)所示，激光刻蝕一方面去除了微針肋上的蘑菇狀微納復(fù)合結(jié)構(gòu)，并在微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面形成了微孔陣列，另一方面實(shí)現(xiàn)了對(duì)鎳過(guò)渡層的部分去除。在Tin=58.0℃、G=68.0kg/(m2?s)條件下，對(duì)不同熱通量對(duì)應(yīng)的換熱性能進(jìn)行了對(duì)比實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)MFA、Ni/Go-MFA以及L-Ni/Go-MFA 3種表面的傳熱系數(shù)均隨著熱通量的提升而增大，并且當(dāng)熱通量大于35.0W/cm2時(shí)，激光刻蝕表面換熱性能在3個(gè)表面中達(dá)到最優(yōu)，其性能的提升幅度隨著熱通量增大而增大［圖16(c)］，3種表面的最大傳熱系數(shù)在熱通量50.0W/cm2時(shí)分別達(dá)25702.7W/(m2?K)、21882.8W/(m2?K)、30787.0W/(m2?K)。值得一提的是，本文所提出的基于浸沒(méi)式陣列微射流與微針肋結(jié)構(gòu)組合的新型相變換熱器，由于采用了浸入式射流柱陣列，使得射流更接近受熱壁面，與常規(guī)的射流腔體頂部射流相比[11,23]，一方面實(shí)現(xiàn)了射流腔體底部受熱面的近壁面沖擊射流，不僅強(qiáng)化了近壁區(qū)的冷熱流體更替，同時(shí)還可促進(jìn)壁面核化氣泡的脫離；另一方面，浸入到射流腔體內(nèi)的陣列式射流柱對(duì)腔體內(nèi)宏觀氣液兩相對(duì)流產(chǎn)生強(qiáng)烈擾流效應(yīng)，因此本文提出的浸入式陣列射流柱結(jié)構(gòu)較常規(guī)的頂部射流結(jié)構(gòu)具有更高的換熱性能。如崔付龍等[11]采用頂部陣列射流，研究了燒結(jié)多孔強(qiáng)化表面的分布式陣列射流沸騰換熱特性，在熱通量為50.0W/cm2、流量為6.7mL/s條件下，獲得不同燒結(jié)孔隙結(jié)構(gòu)表面的最大傳熱系數(shù)約為26000.0W/(m2?K)；張?zhí)淼萚23]采用頂部射流結(jié)構(gòu)研究了陣列射流沖擊不同肋化表面的沸騰特性，在熱通量為50.0W/cm2、流量為12.7mL/s條件下，其最大傳熱系數(shù)低于10000.0W/(m2?K)。而本研究中浸入式陣列射流柱耦合激光刻蝕表面的傳熱系數(shù)在相同的熱通量（50.0W/cm2）和更小的射流流量（1.7mL/s）條件下得到的傳熱系數(shù)高達(dá)30787.0W/(m2?K)，分別較文獻(xiàn)[11]和文獻(xiàn)[23]中的傳熱系數(shù)提高了18.4%和207.8%。

圖16 激光燒蝕表面結(jié)構(gòu)特性及表面結(jié)構(gòu)對(duì)換熱性能的影響

5 結(jié)論

提出了一種具有頂部浸入式陣列射流柱與底部微針肋陣列結(jié)構(gòu)耦合的微射流沸騰換熱新結(jié)構(gòu)，首先采用CNC 精雕工藝在紫銅表面制備了微針肋陣列結(jié)構(gòu)，研究了入口過(guò)冷度、Re以及熱通量對(duì)其表面微射流沸騰換熱的影響，繼而采用電刷鍍工藝在微針肋陣列結(jié)構(gòu)表面制備了鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)，研究了鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)對(duì)微針肋表面微射流沸騰換熱性能的影響，最后采用激光刻蝕對(duì)電刷鍍微針肋表面進(jìn)行了結(jié)構(gòu)修飾，并對(duì)微針肋陣列表面、鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面以及激光刻蝕修飾表面的射流沸騰換熱特性進(jìn)行了對(duì)比實(shí)驗(yàn)研究，主要結(jié)論如下。

（1）浸入式陣列射流柱結(jié)構(gòu)與常規(guī)的頂部陣列射流結(jié)構(gòu)相比，由于沖擊射流出口更接近受熱壁面，對(duì)近壁區(qū)冷熱流體更替以及氣泡脫離具有促進(jìn)效應(yīng)，同時(shí)陣列射流柱對(duì)射流腔體內(nèi)宏觀氣液兩流產(chǎn)生擾流效應(yīng)，是強(qiáng)化換熱的兩種主要機(jī)理。

（2）針對(duì)微針肋陣列結(jié)構(gòu)表面，隨入口過(guò)冷度的減小，ONB 起始對(duì)應(yīng)的熱通量減?。籖e在不同熱流條件下對(duì)換熱影響顯著，在熱通量相對(duì)較低的單相對(duì)流主導(dǎo)區(qū)，傳熱系數(shù)隨Re的增大而增大；在熱通量相對(duì)較高的沸騰主導(dǎo)區(qū)，較大的Re對(duì)沸騰起到抑制作用，反而削弱了換熱。

（3）盡管鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)具有三維蜂窩狀多孔結(jié)構(gòu)，可提供豐富的核化穴，但在本實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)并未強(qiáng)化換熱，其影響機(jī)理可歸結(jié)為兩個(gè)方面：一方面鎳/石墨烯制備過(guò)程中形成的鎳過(guò)渡層引入了附加熱阻，在相同熱通量下反而降低了壁面過(guò)熱度，大量的有效核化穴尚未被激活；另一方面，由于鎳/石墨烯刷鍍結(jié)構(gòu)的非均勻性，形成了蘑菇狀微納復(fù)合結(jié)構(gòu)針肋，阻礙了肋根部氣泡的脫離，減小了加熱表面的氣泡脫離頻率。

（4）為消除鎳過(guò)渡層附加熱阻以及蘑菇狀針肋對(duì)換熱的不利影響，采用激光刻蝕工藝對(duì)具有鎳/石墨烯微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面的微針肋陣列進(jìn)行局部刻蝕，發(fā)現(xiàn)其綜合換熱性能顯著提升，刻蝕后的表面較微納復(fù)合結(jié)構(gòu)表面以及微針肋光滑表面的換熱性能分別提升了140.7%和119.8%。

本文的研究表明多尺度表面對(duì)射流沸騰換熱的影響與其表面結(jié)構(gòu)形貌以及制備工藝密切相關(guān)，采用激光刻蝕消除了電刷鍍過(guò)程中引入的低熱導(dǎo)率鎳過(guò)渡層附加熱阻，在高性能微射流相變換熱表面的制備方面具有較好的應(yīng)用前景，本研究可為陣列微射流沸騰換熱強(qiáng)化系統(tǒng)的設(shè)計(jì)、制備和運(yùn)行提供科學(xué)參考。

符號(hào)說(shuō)明