多尺度復合結構多孔芯熱管的制備及其傳熱特性

蔣雪微，連利仙，唐 海，劉 穎

(1.四川大學材料科學與工程學院，成都 610065；2.四川省納米科技應用工程技術研究中心，成都 610065)

0 引 言

隨著科學技術的迅猛發展，一些超高熱流密度場合，比如高功率LED燈[1]、機車模塊[2]、數據中心[3]等都面臨著系統整體散熱的問題。在電子工業領域，芯片內晶體管數量按“摩爾定律”增長至幾十億根，集成度越來越大，5G通信技術的發展使芯片運算速率大幅提升，所產生的熱量也越來越大[4]；傳統的空氣自然對流及強制對流傳熱方式已不能滿足高性能、高功率器件及設備的散熱需求。熱管作為一種高效的傳熱元件，廣泛應用于功率半導體芯片[5-6]、太陽能光伏/光熱系統[7-8]以及核能發電[9-10]等領域。熱管工作時，利用工質氣化來吸收熱量，然后在冷源處液化釋放熱量，同時通過多孔芯提供的毛細力來驅動工質回流至熱管的蒸發段，從而保證工質再次吸收熱量而氣化，實現循環散熱。多孔芯作為熱管的組成部分，不僅為工質流動提供通道，還產生毛細力來驅動工質回流至蒸發段，因此多孔芯的結構直接影響熱管的傳熱性能。

從理論上來說，當孔徑減小時，多孔芯熱管的毛細力升高，滲透率降低；而當孔徑增大時，則毛細力降低，滲透率升高：毛細力和滲透性之間存在此消彼長的對立關系。這使得普通單一孔結構多孔芯熱管的傳熱能力受到限制。此外，熱管在實際應用中會受到長度以及抗重力傾斜角度的限制，通常還會面臨蒸發器位于冷凝器上方(抗重力)的情形，在運動器件如機車、航天飛行器上，還可能受到加速度的不利影響，這些都會降低熱管的傳熱能力。因此，為了實現熱管的廣泛應用，必須平衡多孔芯毛細力與滲透性的矛盾，從而提高熱管的抗重力傳熱性能。為此，研究人員提出了復合結構多孔芯的發展方向，研制出一種分層復合多孔芯，其蒸發段和絕熱冷凝段的結構相同，均為不同孔徑的兩層或多層結構，通過調整各層的孔徑尺寸，可以提高毛細力，從而提高熱管的抗重力傳熱能力。XU等[11]制備了一種由銅層和鎳層組成的雙層結構多孔芯，這種復合芯結構大大降低了熱管的熱損失。FLOREZ等[12]將不同粒徑的銅粉燒結成多層結構的復合多孔芯，當細、粗銅粉層厚度相同且充液率達到100%時，該多層復合多孔芯熱管的熱阻低于單一孔結構芯熱管。但上述多層結構多孔芯的孔徑均為微米級，不能顯著提高多孔芯的毛細力，使得其抗重力傳熱能力的提高幅度不大。制備納米級孔徑的多層孔芯對提升熱管毛細滲透性能和抗重力傳熱性能具有重要意義。KRISHNAN等[13]在熱管蒸發段表面通過電化學沉積制備了相同長度但直徑不同的納米線，這種含有納米線結構的多孔芯有助于提升熱管的傳熱系數。但是，這種制備工藝的不足也很明顯，首先是在熱管內進行電沉積存在一定困難，其次多孔芯內的腐蝕溶液難以有效去除而導致雜質離子的引入。因此，電化學沉積法不是制備納米結構多孔芯的最佳方法，開發一種工藝簡單且成本低廉的制備方法勢在必行。

根據熱管運行過程中不同部分的功能差異，熱管可分為蒸發段、絕熱段和冷凝段3個部分。考慮到熱管各個部分的特性，作者構建了一種多尺度復合結構多孔芯熱管，以平衡多孔芯毛細力和滲透率之間的矛盾，提升熱管在抗重力條件下的傳熱能力；采用腐蝕脫合金化技術獲得的納米多孔銅粉，結合粉末冶金工藝制備了多尺度復合結構多孔芯熱管，該熱管蒸發段多孔芯為由管壁側的納米多孔銅粉層和工質腔側不規則銅粉層燒結形成的兩層結構，絕熱段和冷凝段則均為由不規則銅粉層組成的單層結構，對制備熱管的傳熱性能進行了測試分析。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

試驗材料包括不規則CuZn50合金粉、不規則銅粉(純度99.9%)、磷脫氧銅管(純度99.9%，外徑6.0 mm，內徑5.2 mm)、高純水以及不銹鋼芯棒(直徑4.2，3.0 mm，長250 mm)。

采用腐蝕脫合金化技術制備納米多孔銅粉。搭建如圖1所示的腐蝕裝置，腐蝕液組成為1.5 mol·L-1NH4Cl和3 mol·L-1HCl，通入30 min氬氣除氧后將燒瓶放置于70 °C恒溫水浴鍋中，再倒入CuZn50合金粉，腐蝕3 d后，清洗干燥得到納米多孔銅粉。將制備的納米多孔銅粉過兩層篩網(160目篩網和200目篩網)，不規則銅粉同樣過兩層篩網(60目篩網和80目篩網)，取兩層篩網中間的物料作為制備熱管多孔芯的原料。

圖1 腐蝕裝置Fig.1 Corrosion device

多孔芯熱管的常規制備過程如圖2所示。使用BS230B型銅管切割機將磷脫氧銅管切割成長度在237～257 mm的短管，再使用LR-6 mm型銅管縮管機將銅管一端的外徑從6 mm旋壓模鍛至4 mm，內徑為3.6 mm，縮管部分長50 mm。將不銹鋼芯棒表面均勻涂抹脫模劑，干燥后插入到磷脫氧銅管中，固定于銅管正中以保證在銅管內壁燒結得到厚度均勻的多孔芯。在銅管和芯棒之間的空隙中填入原料粉末，放入JGB-φ60 mm×600 mm石英管式爐中進行燒結，同時向爐內通入純度99.99%的氬氣以避免試樣氧化。試樣燒結冷卻后，用鉗子緩慢將不銹鋼芯棒取出，對銅管的填粉端側進行管徑收縮及焊接封口處理，然后從縮管端向銅管內注入高純水。為了去除銅管內的空氣，使用V-i280SV型旋轉真空泵進行抽真空處理，為避免管內高純水的蒸發，調節針形閥將真空泵在1.01×105Pa氣壓下的抽氣流量控制在0.1～0.3 m3·h-1之間。抽真空操作結束后，利用2013A351型銅管冷焊封口機進行機械冷焊和二次除氣，最后用WS200型氬弧焊機對銅管兩端進行永久密封，得到多孔芯熱管。

圖2 多孔芯熱管制備工藝流程Fig.2 Preparation process of porous wick heat pipe

作者構建的多尺度復合結構多孔芯熱管蒸發段長50 mm，絕熱段長80 mm，冷凝段長70 mm。多尺度復合結構多孔芯的制備工藝如下：第一步，制備蒸發段管壁側由納米多孔銅粉燒結而成的小孔隙層。首先在銅管中放入直徑為4.2 mm的不銹鋼芯棒，在芯棒和銅管之間的空隙中填充納米多孔銅粉，粉末振實后的高度為50 mm(保證多孔銅粉只充滿熱管的蒸發段)，然后將整個試樣豎直放入燒結爐中，在800 ℃下燒結30 min，在蒸發段管壁側獲得厚度為0.5 mm的小孔隙層。第二步，制備蒸發段工質腔側以及絕熱段和冷凝段由不規則銅粉構成的大孔隙層。在第一步燒結的試樣中放入直徑3.0 mm的不銹鋼芯棒，在芯棒和銅管之間的空隙中填充不規則銅粉，振實后將整個試樣豎直放入燒結爐中，在800 ℃下燒結30 min，從而獲得大孔隙層，其中蒸發段工質腔側大孔隙層厚0.6 mm，絕熱段和冷凝段厚度均為1.1 mm。最終燒結得到的多尺度復合結構多孔芯孔隙結構如圖3所示。

圖3 多尺度復合結構多孔芯結構示意Fig.3 Diagram of multi-scale composite structure porous wick structure

為了進行對比，還制備了兩種單層均勻多孔芯熱管。一種多孔芯由納米多孔銅粉燒結而成(簡稱單層芯A)，其孔結構包含納米多孔銅粉本身的納米孔和顆粒燒結形成的微米孔；另一種多孔芯由不規則銅粉燒結而成(簡稱單層芯B)，其孔結構為顆粒燒結形成的微米孔。這兩種多孔芯的厚度也均為1.1 mm。納米多孔銅粉和不規則銅粉燒結而成的單層均勻多孔芯熱管中的充液量分別為1.76，1.55 g，多尺度復合結構多孔芯熱管中的充液量為1.80 g。

1.2 試驗方法

在熱管蒸發段和冷凝段中部位置橫向剖開，利用Regulus SU8230型場發射掃描電鏡(FESEM)觀察多孔芯的微觀孔結構。采用如圖4所示自組裝的傳熱性能測試裝置對熱管進行傳熱性能測試，該裝置主要由HSPY-60-05型直流穩壓電源、加熱銅塊、冷卻銅塊、冷卻風扇以及溫度數據采集系統組成。加熱銅塊上表面開設半圓形凹槽，內置3根加熱棒與電源相連；冷卻風扇固定在冷卻銅塊的下方，冷卻銅塊上表面同樣開設半圓形凹槽；利用一臺SH-16型數據采集器、電腦和13根K型熱電偶(精度為±0.1 ℃)來進行溫度數據采集，其中t1和t13分別為加熱銅塊和冷卻銅塊的溫度，t2～t6為熱管蒸發段壁面溫度，t7為絕熱段溫度，t8～t12為熱管冷凝段壁面溫度。

圖4 熱管傳熱性能測試裝置及測試時熱管傾斜角度示意Fig.4 Diagram of heat pipe heat transfer performance test device (a) and heat pipe tilt angles during test (b)

將熱管的蒸發段和冷凝段分別嵌在加熱銅塊和冷卻銅塊的凹槽內，分別傾斜3個角度(0°，30°和90°)進行抗重力傳熱性能測試。在熱管與銅塊之間間隙處填入導熱硅脂以減小接觸熱阻。試驗時，先開啟散熱風扇并啟動數據采集系統，經過約60 s后，啟動測試程序進行加熱，初始加熱功率為5 W，每隔5 min加熱功率增加5 W。當熱管加熱段溫度t1明顯高于t2或者t2明顯高于t3后，停止試驗。根據測試得到的溫度計算熱阻，計算公式[14]為

Re=(t1-t6)/Q

(1)

式中：Re為熱阻，℃·W-1；Q為加熱功率，W。

2 試驗結果與討論

2.1 多尺度復合結構多孔芯的微觀結構

由圖5可以看出，多尺度復合結構多孔芯熱管蒸發段的孔芯為雙層結構：第一層為管壁側燒結納米多孔銅粉形成的小孔隙層，其孔結構包含納米多孔銅粉顆粒內部和表面的納米孔，還包含顆粒之間燒結形成的孔隙；第二層為工質腔側由不規則銅粉顆粒燒結形成的大孔隙層。絕熱段和冷凝段多孔芯結構相同，均為由不規則銅粉燒結形成的大孔隙層。

圖5 熱管不同部分多尺度復合結構多孔芯的微觀形貌Fig.5 Micromorphology of multi-scale composite structure porous wick at different parts of heat pipe: (a) low-magnification morphology of evaporation section; (b) enlarged view of area A; (c) enlarged view of area B; (d) low-magnification morphology of condensation section; (e) enlarged view of area C and (f) enlarged view of area D

2.2 多孔芯孔結構對熱管傳熱性能的影響

在傳熱性能的測試過程中，當熱管蒸發段加熱功率低于其傳熱極限功率時，蒸發段不同位置的溫度會很均勻；而當加熱功率超過傳熱極限功率時，熱管蒸發段多孔芯內的工質就會發生干涸，此時施加的一部分熱量并不是通過相變快速傳遞至冷凝段，而是直接使加熱銅塊、管殼和多孔芯過熱，從而出現溫度t2高于t3，接著t3高于t4的現象，此時溫度t1與t6的差值也會立刻增大，熱阻急劇增加。因此，根據熱阻的變化可以判斷熱管的傳熱極限功率。

由圖6可以看出：在水平條件下(傾斜角度0°)，隨著加熱功率的增加，單層均勻多孔芯(單層芯A和單層芯B)熱管和多尺度復合結構多孔芯熱管的熱阻均逐漸減小，這可能是因為加熱功率的增加使得蒸發段多孔芯內的工質因蒸發而減少，并且逐漸向管壁方向移動，徑向傳熱路徑變短，導致熱阻降低。當加熱功率超過100 W時，3種熱管的熱阻依舊呈下降趨勢，因此水平條件下不同熱管的傳熱極限功率均超過100 W。

圖6 3種傾斜角度下不同結構多孔芯熱管蒸發段熱阻與加熱功率的關系曲線Fig.6 Relation curves of heat resistance vs heating power of evaporation section of heat pipes with different porous wick structures at three inclined angles

在抗重力條件下(傾斜角度30°)，由不規則銅粉和納米多孔銅粉燒結而成的單層芯B熱管和單層芯A熱管的熱阻分別在加熱功率為50 W和85 W時由下降趨勢轉變為增大，說明二者的傳熱極限功率分別為50，85 W；傳熱極限功率相比于水平條件發生不同程度的降低,這是因為熱管向反重力方向傾斜時，蒸發段的工質向冷凝段運動需要克服額外重力，因此熱阻增大。在抗重力條件下，多尺度復合結構多孔芯熱管的傳熱極限功率仍然超過100 W。這是因為多尺度復合結構多孔芯熱管蒸發段的小孔隙層可以產生很高的毛細力，絕熱段和冷凝段的大孔隙則能提供較大的工質流動通道，促進工質從冷凝段回流至蒸發段，從而提升傳熱極限功率。

在完全反重力的條件下(傾斜角度90°)，由于蒸發段工質向冷凝段運動時受到更高重力的作用，兩種單層均勻多孔芯熱管的傳熱極限功率顯著下降，單層芯A熱管和單層芯B熱管分別降至23 W和27 W；多尺度復合多孔芯熱管的傳熱極限功率仍高達90 W。

多尺度復合結構多孔芯熱管的高傳熱能力歸功于多孔芯的結構與其功能之間的適應性。從熱管的軸向角度看，蒸發段的多尺度復合結構多孔芯含有小孔隙層，保證了較高的毛細力來驅動工質循環；絕熱段和冷凝段具有較大的孔隙，為工質流動提供了更大的通道，工質流動阻力減小，滲透率提高，從而增強了液體補償能力，使得熱管具有更強的耐干涸性。從熱管的徑向角度來看，蒸發段多尺度復合結構多孔芯的徑向為具有不同孔徑的兩層孔結構，且孔徑減小的方向與熱管受熱運行時多孔芯內工質的下降方向一致。隨著熱負荷的增加，更多工質下降進入孔隙更小的納米多孔銅粉小孔隙層，從而獲得更大的毛細力。綜上所述，多尺度復合結構多孔芯熱管的蒸發段提供了較大的毛細力，促進熱管傾斜時蒸發段的工質向冷凝段的運輸，同時絕熱段和冷凝段提供了低阻力的流動通道，保證了冷凝段內的工質回流至蒸發段。

3 結 論

(1) 根據多孔芯熱管不同部位的功能差異，設計并制備了一種多尺度復合結構多孔芯熱管。該多尺度復合結構多孔芯熱管蒸發段的多孔芯為兩層孔隙結構，管壁側為由納米多孔銅粉燒結而成的小孔隙層，可以提供較高的毛細力，工質腔側為由不規則銅粉燒結而成的大孔隙層；絕熱段和冷凝段多孔芯均為由不規則銅粉燒結而成的單層大孔隙層，可以提供較大的工質流動通道，減小工質的流動阻力，提高滲透性。

(2) 多尺度復合結構多孔芯熱管在水平條件下的傳熱極限功率超過100 W；與單層均勻多孔芯熱管相比，多尺度復合結構多孔芯熱管表現出了更高的抗重力傳熱能力，在完全抗重力條件下(傾斜角度為90°)的傳熱極限功率高達90 W，比由納米多孔銅粉和不規則銅粉燒結而成的單層均勻多孔芯熱管分別提升了2.9倍和2.3倍。