熱柱復合毛細芯的成形工藝及其優化*

陶素連 湯勇

(1.華南理工大學機械與汽車工程學院∥表面功能結構先進制造廣東普通高校重點實驗室，廣東廣州510640; 2.廣東水利電力職業技術學院機械系，廣東廣州510635)

大功率電子元件及激光二極管能產生超過100W/cm2的高熱流密度，半導體激光器的熱流密度已達到1000W/cm2［1］.目前普通的微溝槽熱管的熱流密度僅可以達到50W/cm2，遠不能滿足電子芯片的散熱需求，況且很多場合受電子元器件體積的限制，微熱管需彎曲后才能安裝，而彎曲之后的熱管性能大大降低［2］.熱柱粗而短且具有較好的傳熱性能，因而可以適應高熱流密度的電子元器件狹窄空間的限制［3］.熱管的毛細芯結構決定了其傳熱性能［4］，高性能毛細芯應具備大毛細力及高滲透率.毛細芯的有效毛細孔徑、孔隙度對毛細芯的性能起著決定性作用.毛細芯的毛細力和滲透率在一定程度上互相矛盾:有效毛細孔徑越小，毛細力越大，孔隙度越小，滲透率越低，滲透性能越差;反之則毛細力越小，孔隙度越大，滲透性能越好.熱管的毛細芯主要有4種結構:溝槽、燒結、絲網和纖維.由文獻［5］中可知溝槽毛細芯具有很高的滲透率，但其毛細力很小;燒結毛細芯具有很大的毛細力，但其滲透率很低;絲網毛細芯和纖維毛細芯則介于兩者之間.熱柱的毛細芯結構直接決定其傳熱性能，因此熱柱毛細芯結構的設計和制造是影響熱柱傳熱性能至關重要的環節.單一結構毛細芯熱柱的傳熱能力有限，如果能將其中的兩種毛細芯結構組合在一起(稱為復合毛細芯)，則其滲透率和毛細力都能得到保證，傳熱性能將得到大大提高，能夠滿足高性能電子元器件的散熱需求.復合毛細芯的制造具有廣闊的市場前景和較高的經濟價值.

目前國內外關于毛細芯的研究主要集中于理論模型，實驗研究，關于其制造機理的研究主要集中于單一結構毛細芯.Lin等［6］開發了一種高性能微熱管以冷卻高熱流電子器件，其吸液芯結構是在折疊式銅片翅上利用電火花技術加工出具有完全或部分敞開式溝槽的毛細流動通道.Chien等［7］研究了一種圓盤形狀的微熱管(MHP)，在鋁質圓盤上放射狀地加工20道深0.4 mm、寬0.35 mm的長方形微槽道.目前制造溝槽毛細芯結構主要是應用電火花、微刻蝕及微加工等方法，加工設備極其昂貴，加工系統復雜，實驗成本極高，而且都是針對單一毛細芯的研究，對于復合毛細芯的制造報道極少.文中針對目前熱管毛細芯加工成本偏高及散熱功率偏低等問題，提出了一種新型的復合毛細芯結構及其成形方法，并探討了毛細芯的成形特征、條件和表面形貌，以及加工參數對毛細芯結構的影響.

1 熱柱復合毛細芯的設計

圖1為熱柱的結構圖，熱柱由蒸發端、冷凝端、纖維燒結層、密封蓋、工質及抽真空管組成.熱柱傳熱性能的好壞很大程度上取決于其毛細芯結構，而熱柱毛細芯的結構主要體現在蒸發端和冷凝端.粗糙表面可以提高強化沸騰性能［8］.因此，增大蒸發端和冷凝端的粗糙度能提高毛細芯的毛細力.文獻［9］中采用犁切法在銅管內加工出具有粗糙形貌特征的微溝槽結構，用于溝槽式微熱管，增強了溝槽的毛細力，所形成的熱管傳熱性能很好;Wang等［10］在溝槽表面覆蓋一層細孔結構來強化溝槽的傳熱.銅纖維具有優良的導熱性及良好的燒結性，在微電子領域已經得到了廣泛應用.在熱柱蒸發端及冷凝端表面燒結一層銅纖維可以大大提高熱柱的毛細力及滲透率.

圖1 熱柱結構示意圖Fig.1 Structure diagram of heat column

本熱柱冷凝端的主要作用是保證蒸汽的冷凝和冷凝液的充分回流，其結構如圖2(a)所示.微通道翅化冷凝結構表面采用相互交錯的溝槽翅結構，由微溝槽、凸緣和間歇微翅組成，汽、液兩相流可在相互交錯的微通道內流動，微溝槽周邊的翅結構有利于成核、對流.蒸發端既要具有強化沸騰作用，又要保證冷凝液體回流，故采用犁切－擠壓方法加工出相互正交的微溝槽，犁切－擠壓后的微溝槽表面形貌粗糙，形成了大量的微通孔，促進了強化沸騰作用.微結構由螺旋狀微溝槽和徑向微溝槽組成，形成了空間三維翅，可促進核態沸騰，如圖2(b)所示.將加工好的蒸發端和冷凝端清洗吹干后焊接成一個整體，再在其溝槽上燒結一層銅纖維.金屬纖維表面的粗糙特性有利于提高金屬纖維與基體的粘合強度.一般而言，金屬纖維表面越粗糙，與基體的結合力就越大，復合材料的性能也越好.燒結層所用的為采用多齒刀具加工的銅纖維，此方法加工的銅纖維具有粗糙的表面形貌［11］，有利于纖維和溝槽的熱柱管壁的結合.纖維燒結層的掃描電鏡(SEM)照片如圖2(c)所示.

圖2 熱柱毛細芯結構Fig.2 Capillary wick structure of heat column

2 實驗部分

2.1 微溝槽成形

實驗在車床C6132A1上進行，蒸發端材料為φ40mm的紫銅棒，刀具材料為高速鋼(W18Cr4V).蒸發端毛細芯溝槽結構的加工分兩次成形:第一次成形時工件裝在車床卡盤上，主軸回轉帶動銅棒作旋轉運動，調整好車床的進給量，成形刀具采用徑向自動進給，在銅棒表面加工出一系列的螺旋狀微溝槽，如圖3(a)所示;第二次成形時工件固定不動，成形刀具作環狀自動進給，加工出與螺旋狀微溝槽垂直的徑向微溝槽，形成三維空間翅.冷凝端毛細芯溝槽的加工同樣分兩次成形，為減少加工過程中紫銅管的變形，在紫銅管外套一個模具，紫銅管裝在車床卡盤上.第一次成形時主軸回轉帶動銅管作旋轉運動，調整好車床的自動進給量，成形刀具作軸向自動進給，在銅管內表面加工出一系列的螺旋狀微溝槽，如圖3(b)所示;第二次成形時銅管固定不動，成形刀具作環狀進給，在第一次成形的基礎上加工出與螺旋狀微溝槽垂直的軸向微溝槽，形成多維多尺度翅結構.

圖3 熱柱毛細芯微溝槽加工示意圖Fig.3 Schematic diagrams of processing of microgrooves in capillary wick of heat column

犁切－擠壓刀具由切削刃、主擠壓面Aγ、副擠壓面A'γ、主成形面Aβ、副成形面A'β組成，如圖4所示.主副擠壓角滿足以下關系式［12］:

式中:γ0為主擠壓角;γ'0為副擠壓角;β為主成形角; β'為副成形角.

圖4 犁切－擠壓刀具示意圖Fig.4 Schematic diagram of ploughing-extrusion tool

2.2 纖維燒結層成形

將按照2.1中方法加工的具有三維翅結構的蒸發端及冷凝端焊接成一個整體，然后在熱柱本體內表面燒結一層直徑為50 μm的銅纖維.首先在熱柱蒸發端表面鋪上一層銅纖維，然后利用不銹鋼芯棒將其壓緊，緊接著在芯棒和熱柱中間形成的空隙處填充短小的銅纖維并用力壓緊.為了防止燒結過程中銅纖維和不銹鋼芯棒粘結，需在不銹鋼芯棒上涂一層脫模劑.將制備好的模坯置于高溫燒結爐中，在一定的溫度下燒結一定的時間，模坯冷卻后將芯棒取出來，就得到了熱柱的溝槽纖維復合毛細芯.其成形示意圖如圖5所示，燒結層所用的采用多齒刀具加工的銅纖維如圖6所示.

圖5 纖維燒結層成形示意圖Fig.5 Sketch map of forming process of sintered fiber layer

圖6 燒結層所用銅纖維Fig.6 Copper fiber used in sintered layer

3 熱柱毛細芯成形分析

在熱柱毛細芯結構中，熱柱蒸發端相對冷凝端對其毛細力的影響更大，且冷凝端微溝槽的成形過程及原理和蒸發端類似，所以文中著重分析蒸發端微溝槽的成形過程.

3.1 蒸發端微溝槽的成形分析

3.1.1 螺旋狀微溝槽的成形

進給量及犁切－擠壓深度是影響螺旋狀微溝槽成形的重要參數.當犁切－擠壓刀具作自動徑向進給運動時，在金屬表面形成螺旋狀微溝槽.圖7為犁切－擠壓刀具在犁切－擠壓深度為0.2 mm及不同的自動進給量下加工得到的溝槽表面SEM照片.從圖7中可以看到:當自動進給量為0.34 mm/r時，銅棒表面形成了傾斜的V形主溝槽，V形主溝槽之間形成了傾斜的U形次溝槽，相鄰的兩V形溝槽相距較近，形成的二維翅密度較大;當自動進給量為0.90mm/r時，所形成的V形主溝槽傾斜度較小，V形槽更寬，相鄰兩V形主溝槽距離較大，相鄰的兩V形主溝槽中間的U形溝槽傾斜度較小，寬度更大，所形成的翅更低.此結果表明，由于刀具具有一定的厚度，自動進給量過小時，在金屬表面不能形成螺旋狀微溝槽;當自動進給量超過一定的臨界值時，則可以在金屬表面形成螺旋狀微溝槽，當自動進給量較小時，所形成的螺旋狀微溝槽的橫截面都呈傾斜的V形，相鄰兩V形溝槽中間的區域兩邊凸起中間凹陷，呈U形;進給量越小，相鄰兩V形主溝槽的距離越小，但V形溝槽之間的變形區相互影響越大，形成的翅越高;隨著自動進給量的增加，兩邊凸起中間凹陷的情況更加明顯，這是由于自動進給量越大，槽距越大，相鄰的兩槽之間未變形區域越寬，從而導致兩U形槽越寬.

圖7 蒸發端在不同自動進給量下形成的溝槽SEM照片Fig.7 SEM photos of grooves formed at different cutting feeds at the evaporation end

圖8 蒸發端在不同的犁切－擠壓深度下形成的螺旋狀微溝槽的SEM照片Fig.8 SEM photos of twist microgrooves formed at different ploughing-extrusion depth at the evaporation end自動進給量為0.34mm/r

圖8為在自動進給量為0.34 mm/r時，不同犁切－擠壓深度下所形成的溝槽形貌圖.當犁切－擠壓深度為0.2mm時，形成了傾斜的V形主溝槽，兩V形主溝槽之間的次溝槽為U形;當犁切－擠壓深度為0.3mm時，所形成的傾斜V形主溝槽更深，傾斜度更大，兩相鄰的V形溝槽之間的U形溝槽不太明顯.由此可知，隨著犁切－擠壓深度的增加，V形溝槽的塑性變形增大，V形溝槽的塑性變形越大，產生的V形溝槽越深，相鄰的兩V形溝槽間的相互影響越大，形成的翅越高，越有利于毛細作用.

3.1.2 徑向微溝槽的成形

圖9為蒸發端在相同犁切－擠壓深度、不同徑向微溝槽夾角下的SEM照片.從圖中可以看到，當徑向微溝槽夾角為2°時，形成了左高右低的V形溝槽，相鄰的兩V形溝槽中間是平直的區域，整體看來像W形.相鄰的兩徑向微溝槽之間相互影響很大，導致相鄰的兩V形溝槽相互擠壓，產生的二維翅較高;當夾角為6°時，也形成了左高右低的V形溝槽，相鄰的兩徑向微溝槽之間幾乎沒什么影響，兩V形溝槽之間有很大一塊平直的區域.

圖9 蒸發端在不同徑向微溝槽夾角下的SEM照片Fig.9 SEM photos of the evaporation end at different interior angles of radial microgroove

圖10為在徑向微溝槽夾角為2°時，不同的犁切－擠壓深度下產生的微溝槽的表面形貌.從圖中可以看出:當犁切－擠壓深度為0.2 mm時，產生的V形溝槽左高右低，形成的翅較高，當犁切－擠壓深度增加到0.3mm時，翅進一步增高，相鄰的兩V形溝槽之間的相互影響加大.由此可知，犁切－擠壓深度越大，形成的表面翅越高.但受刀具強度及系統剛性的影響，犁切－擠壓深度不能過大.

圖10 蒸發端在不同犁切－擠壓深度下的SEM照片Fig.10 SEM photos of the evaporation end at different ploughing-extrusion depth

3.1.3 螺旋狀微溝槽與徑向微溝槽相互作用對蒸發沸騰溝槽結構的影響

由犁切－擠壓產生的螺旋狀微溝槽呈V形加U形，徑向微溝槽呈W形，所形成的翅都為二維翅.當徑向微溝槽與螺旋狀微溝槽共同作用時，形成的空間翅呈三維形態，空間翅表面很粗糙，有利于毛細作用，并且此時的徑向微溝槽的成形會對已形成的螺旋狀微溝槽產生影響，影響的大小則由徑向微溝槽的夾角及徑向微溝槽的犁切－擠壓深度決定.徑向微溝槽夾角越大，其成形對螺旋狀微溝槽的影響越小，當徑向微溝槽過小時，其對螺旋狀微溝槽的影響過大，不利于毛細芯沸騰表面的成形;徑向微溝槽深度越大，其成形對螺旋狀微溝槽的影響越大，反之則越小，所以徑向微溝槽的加工參數需要恰到好處，這樣在蒸發端表面才能形成優異的表面形貌.實驗結果表明，當徑向自動進給量為0.45 mm/r、徑向微溝槽夾角為3°、螺旋狀與徑向犁切－擠壓深度為0.3mm時，可獲得最優的蒸發沸騰溝槽結構，如圖11所示.由圖中可以看出，蒸發端表面形成了大量的中間凹陷四周隆起的U形孔，孔的四周是空間半封閉曲面，孔很深，這樣形成的蒸發端表面積很大，有利于液體的強化沸騰.

圖11 蒸發端的最優強化沸騰溝槽結構表面的SEM照片Fig.11 SEM photo of optimal boiling-enhanced microgroove structure at the evaporation end

3.2 冷凝端微溝槽的成形分析

熱柱冷凝端微溝槽的成形原理和蒸發端微溝槽的相同，文中不再重復敘述.當螺旋狀犁切－擠壓深度為0.3mm，自動進給量為0.50mm/r，軸向微溝槽間距為(1/180)rad時，可獲得最優的冷凝強化微溝槽結構的表面形貌，如圖12所示.

3.3 纖維燒結層成形的影響因素

微溝槽表面燒結銅纖維層的成形過程受諸多因素影響，如燒結溫度、燒結時間、升溫速率、纖維特性等，其成形本質上還是銅纖維的單相固相燒結過程，因此燒結溫度、燒結時間及升溫速率對其成形過程影響較大.

圖12 熱柱冷凝端表面的最優微溝槽結構Fig.12 Optimal microgroove structure at the condensation end of heat column

3.3.1 燒結溫度的影響

燒結溫度對燒結多孔材料的特性有很大的影響.燒結溫度不僅和燒結材料有關，還和燒結材料的顆粒度、表面曲率有關.通常情況下，燒結溫度越高，顆粒內原子擴散系數越大，而且按指數規律迅速增大，即燒結進行得越迅速.圖13為燒結60min時，燒結溫度分別為800、900、950以及1000℃時纖維燒結層的SEM照片.從圖中可以發現，燒結之后的纖維呈現三維網狀的骨架結構.當燒結溫度為800℃時，復合吸液芯的纖維表面呈現很多茸狀粗糙、凹凸不平的微觀結構，和燒結之前的表面形貌相比變化不大，纖維之間的搭接點不夠牢固.當燒結溫度為1 000℃時，纖維表面的粗糙微觀結構基本消失，表面變得非常光滑.產生上述現象的原因是，在一定溫度范圍內，溫度升高，纖維表面的微觀粒子的運動加劇，使更多的微觀粒子進入顆粒間的接觸面，導致燒結頸長大速率加快.但燒結溫度也不能過高，過高會導致纖維熔融，纖維的晶粒顯著增長，表面產生缺陷，燒結體的強度反而降低.結果表明，當燒結溫度為950℃時，纖維表面形貌較好，如圖13(c)所示.

圖13 不同燒結溫度下銅纖維燒結層的SEM照片Fig.13 SEM photos of copper-fiber sintered layer at different sintering temperatures

3.3.2 燒結時間的影響

一般來說，燒結溫度一定時，適當延長燒結時間可以促進銅纖維表面的顆粒原子之間的物質遷移，從而提高纖維之間的粘合力，改善復合吸液芯的力學性能，但過度延長燒結時間會使纖維中的晶粒過度長大，使內部晶粒二次結晶.圖14為燒結溫度為950℃時，燒結時間分別為30、60和90min下銅纖維燒結層的SEM照片.從圖中可以看到，隨著燒結時間的延長，纖維表面相對光滑，燒結時間愈長，燒結體性能越好，但燒結時間對燒結體性能的影響沒有燒結溫度明顯.通過延長燒結時間、降低燒結效率來提高燒結體性能是不合理的，一般情況下選取燒結時間為60min較合適.

圖14 不同燒結時間下銅纖維燒結層的SEM照片Fig.14 SEM photos of copper-fiber sintered layer at different sintering time

3.3.3 升溫速率的影響

升溫速率是指材料燒結時溫度上升速度的快慢.升溫速率對于燒結體宏觀收縮和微觀晶粒長大均起著重要的作用.圖15為燒結溫度為850℃、燒結60min，升溫速率分別為3、5和8℃/s時纖維燒結層的表面形貌.從圖中可以看到，當升溫速率為3℃/s時，纖維表面的茸狀形貌較不明顯，這可能是由于升溫速率過慢，使得纖維燒結時間延長，表面容易產生過燒現象，且內部晶粒充分長大，使得表面較光滑;當升溫速率為8℃/s時，纖維表面非常光滑，已經明顯看到過熔現象，造成此現象的原因主要是升溫速率過快，導致燒結體內出現較大的溫度和應力梯度，造成表面燒結過快，其實纖維內部溫度仍然很低.結果表明升溫速率為5℃/s較合適.

圖15 不同升溫速率下銅纖維燒結層的SEM照片Fig.15 SEM photos of copper-fiber sintered layer at different heating rates

4 結論

為獲得良好性能的熱柱毛細芯結構，設計了交錯微溝槽上燒結一層銅纖維的復合毛細芯，其既有較大的毛細力，又具有較高的滲透率.文中采用犁切－擠壓的方法在普通車床上加工熱柱蒸發端及冷凝端表面的微溝槽，所得微溝槽表面具有粗糙的表面形貌，并且表面上有許多三維空間翅，有利于強化沸騰及冷凝作用.在微溝槽成形過程中，犁切－擠壓深度、溝槽間距共同決定了熱柱蒸發端及冷凝端微溝槽的表面形貌.當徑向自動進給量為0.45mm/r、螺旋狀與徑向犁切－擠壓深度均為0.3mm、徑向微溝槽夾角為3°時，可獲得最優的蒸發沸騰微溝槽結構、當螺旋狀犁切－擠壓深度為0.3mm、自動進給量為0.50mm/r、軸向微溝槽間距為(1/180)rad時，可以獲得最優的冷凝強化溝槽結構;在所形成的熱柱蒸發端及冷凝端微溝槽表面燒結一層直徑為50μm的銅纖維，當燒結溫度為950℃、燒結時間為60min、升溫速率為5℃/s時，燒結層具有最優的燒結性能以及最強的與管壁結合的能力.

［1］ Wang J，Catton I.Vaporization heat transfer in biporous wicks of heat pipe evaporators［C］∥Proceedings of the 13th International Heat Pipe Conference.Shanghai:IEEE，2004:76-86.

［2］ 陶漢中，張紅，莊駿.小型微槽道熱管90°彎曲前后傳熱性能比較［J］.宇航學報，2008，29(2):722-728.Tao Han-zhong，Zhang Hong，Zhuang Jun.Comparison of the heat transfer performance in an AGHP with and without 90°bend［J］.Journal of Astronautic，2008，29(2): 722-728.

［3］ Tao Sulian，Tang Yong，Lu Longsheng，et al.Fabrication and experimental study of heat column［C］∥2010 International Conference on Mechanic Automation and Control Engineering.Wuhan:IEEE，2010:3036-3040.

［4］ 李勇，湯勇，肖博武，等.銅熱管內壁微溝槽的高速充液旋壓加工［J］.華南理工大學學報:自然科學版，2007，35(3):1-5.Li Yong，Tang Yong，Xiao Bo-wu，et al.Manufacturing of inner micro grooves of copper heat pipe via high-speed oil-filled spinning［J］.Journal of South China University of Technology:Natural Science Edition，2007，35(3):1-5.

［5］ Ioan Sauciuc，Masataka Mochizuk，Mashiko Kouichi，et al.The design and testing of the super fiber heat pipes for electronics cooling applications［C］∥16th IEEE Semiconductor Thermal Measurement and Management Symposium.San Jose:IEEE，2000:27-32.

［6］ Lin Lanchao，Ponnappan Rengasamy，Leland John.High performance miniature heat pipe［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2002，45(15):3131-3142.

［7］ Chien Hsin-Tang，Lee Da-Sheng，Ding Pei-Pei，et al.Disk-shaped miniature heat pipe(DMHP)with radiating micro grooves for a TO can laser diode package［J］.IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies，2003，26(3):569-574.

［8］ Nakayama W，Daikoku T，Kuwahara H，et al.Dynamic model of enhanced boiling heat transfer on porous surfaces (Part I):experimental investigation［J］.Journal of Heat Transfer，1980，102(3):445-450.

［9］ Tang Yong，Chen Ping，Wang Xiaowu.Experimental investigation into the performance of heat pipe with microgrooves fabricated by extrusion-ploughing process［J］.Energy Conversion and Management，2010(51):1849-1854.

［10］ Wang J L，Catton I.Enhanced evaporation heat transfer in triangular grooves covered with a thin fine porous layer［J］.Applied Thermal Engineering，2001，21(17): 1721-1737.

［11］ 周偉，湯勇，魏小玲，等.多齒刀具制造銅纖維時表面形貌的成形［J］.華南理工大學學報:自然科學版，2008，36(4):23-27.Zhou Wei，Tang Yong，Wei Xiao-ling，et al.Surface formation of copper fibers fabricated by mult-edge tool［J］.Journal of South China University of Technology: Natural Science Edition，2008，36(4):23-27.

［12］ Chi Yong，Tang Yong，Chen Jin-chang，et al.Forming process of cross-connected finned micro-grooves in copper strips［J］.Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2007，17(2):267-272.