來源：航天器環境工程
作者：徐增光，彭毅 ，焦會馨
摘要：均熱板作為一種高效散熱元件已廣泛應用于電子器件的熱管理，其吸液芯的結構形式是均熱板進行高效散熱的關鍵。文章受自然界植物葉片蒸騰作用的啟發，通過粉末燒結形成多孔結構的吸液芯以模仿植物葉脈及葉肉組織，設計了以多邊形的邊（VC-B）和以多邊形（VC-G）作為均熱板內部支撐兩種吸液芯結構進行對比研究，并探究充液率以及冷卻水溫度對均熱板傳熱性能的影響規律。研究表明：VC-B 均熱板在充液率為 60% 左右時具有最優的傳熱性能，所能承載的最大熱流密度為 120 W/cm2；VC-G 均熱板在冷卻水溫度為 10 ℃ 時所能承載的最大熱流密度為 130 W/cm2；在較低的冷卻水溫度下，均熱板 的傳熱能力較強，但均溫性較差。仿葉脈均熱板可為大功率、高熱流密度電子設備的散熱提供有效的解決途徑。關鍵詞：均熱板 仿葉脈 銅粉燒結 傳熱性能 實驗研究隨著電子及信息技術的快速發展以及航天產品性能要求的不斷提高，航天電子設備逐漸朝著高性能、高集成和微型化的方向發展，導致其單位面積熱流密度急劇增加。而電子設備內部熱量聚集 會顯著降低其工作性能，嚴重時甚至會導致器件疲勞損傷。因此，如何有效降低電子設備工作過程中的高熱流密度至關重要。液?氣相變作為一種高效的傳熱方式已經被廣泛應用于大功率電子元件的熱管理，例如熱管就是一種基于相變傳熱的主動冷卻技術；然而由于接觸面積和傳熱空間的限制， 傳統熱管往往只能實現一維導熱。基于平面熱管的概念，均熱板提供了一種極具應用前景的解決方案。而將均熱板應用于高熱流密 度傳熱的關鍵是不斷提高其內部吸液芯的傳熱性能。隨著對工質和吸液芯結構中毛細流動機理研究的不斷深化，研究人員對吸液芯的結構設計進行了探索，設計出溝槽吸液芯、粉末燒結吸液芯及復合吸液芯等。除此之外，仿生結構也在均熱板吸液芯研究中得到關注：李錦峰等將蜂巢結構應用到均熱板吸液芯中，采用數值分析方法對仿蜂巢結構蒸汽通道的蒸發端吸液芯結構進行模擬發現，仿蜂巢通道為氣液相工質提供了多條流動路徑，使均熱板具有更優異的溫度均勻性和傳熱性能。彭毅等受植物葉片蒸騰作用啟發，使用化學刻蝕法制備了一種仿葉脈分形結構的吸液芯；并通過理論計算、模擬仿真以及實驗分析等方法對均熱板傳熱性能進行研究，結果表明仿葉脈分形結構均熱板具有優異的傳熱性能?；谥参锶~脈分形仿生的思路，研究人員陸續進行了大量的研究，但是已有的研究中均熱板所能承載的熱流密度仍然偏小。因此，通過探索植物葉片的傳熱傳質機制，優化吸液芯結構，改善均熱板的結構特征從而提高其所能承載的熱流密度，仍是研究人員亟需解決的難題。基于平面熱管的概念，均熱板提供了一種極具應用前景的解決方案。而將均熱板應用于高熱流密度傳熱的關鍵是不斷提高其內部吸液芯的傳熱性 能。隨著對工質和吸液芯結構中毛細流動機理研究的不斷深化，研究人員對吸液芯的結構設計進行了探索，設計出溝槽吸液芯、粉末燒結吸液芯及復合吸液芯等。除此之外，仿生結構也在均熱板吸液芯研究中得到關注：李錦峰等將蜂巢結構應用到均熱板吸液芯中，采用數值分析方法對仿蜂巢結構蒸汽通道的蒸發端吸液芯結構進行模擬發現，仿蜂巢通道為氣液相工質提供了多條流動路徑，使均熱板具有更優異的溫度均勻性和傳熱性能。彭毅等受植物葉片蒸騰作用啟發，使用化學刻蝕法制備了一種仿葉脈分形結構的吸液芯；并通過理論計算、模擬仿真以及實驗分析等方法對均熱板傳熱性能進行研究，結果表明仿葉脈分形結構均熱板具有優異的傳熱性能?；谥参锶~脈分形仿生的思路，研究人員陸續進行了大量的研究，但是已有 的研究中均熱板所能承載的熱流密度仍然偏小。因此，通過探索植物葉片的傳熱傳質機制，優化吸液芯結構，改善均熱板的結構特征從而提高其所能承載的熱流密度，仍是研究人員亟需解決的難題。本研究在前期研究的基礎上，通過對植物網格狀葉脈進行仿生，將蒸發端的吸液芯設計為仿植物網狀葉脈結構，冷凝端通過燒結粉末形成吸液芯結構，設計了兩種新型的均熱板吸液芯結構：一種以多邊形葉脈作為均熱板內部支撐以及工質回流通道，多邊形作為蒸汽腔（VC-B）；另一種以多邊形作為支撐結構和工質回流通道，多邊形葉脈作為蒸汽腔（VC-G）。然后對這兩種結構進行對比研究，并探究充液率以及冷卻水溫度對均熱板傳熱性能的影響規律。本研究在模擬中對植物葉脈系統進行了簡化， 如圖 1 所示。為了防止均熱板在抽真空后出現變 形，需要用支撐柱在內部對均熱板進行支撐。本研究設計的網狀葉脈結構使支撐柱與吸液芯合構為一 體，起到支撐作用的同時為工質回流提供通道，并可實現氣液分離。多邊形網絡結構通過泰森多邊形隨機生成，用來模擬植物網狀葉脈，葉脈的寬度為 2 mm，高度為 1 mm；用多邊形網狀葉脈中間的燒結粉末來模擬葉肉組織。均熱板的冷凝端和蒸發端殼板均為 1 mm 厚的紫銅板，充液管為外徑 3 mm、壁厚 0.5 mm 的紫銅管，直接焊接在殼體上。均熱板整體尺寸為 74 mm×74 mm×5 mm，內部吸液芯與蒸汽 腔的厚度為 3 mm。本研究中均熱板的吸液芯采用銅粉燒結形成， 需要在石墨板上加工出吸液芯的燒結模具。考慮到均熱板吸液芯內部流通與毛細力的平衡，選取 200 目的純銅粉（粒徑約為 75 μm）均勻填充到石墨模具中，再放入真空熱壓爐進行燒結，燒結溫度為 840 ℃。燒結出的吸液芯樣品如圖 2 所示，將它們組裝為基于植物網狀葉脈仿生的均熱板，結構如圖 3 所示。實驗測試平臺如圖 4 所示，主要包括加熱模塊、冷卻模塊、數據采集模塊和升降模塊。加熱模塊由加熱棒、加熱塊、保溫盒、直流電源及功率儀組成。加熱塊材料為純銅，用于模擬熱源；采用隔熱材料制作保溫盒，并在保溫盒與加熱塊之間填充保溫棉，以減小熱量損失、降低實驗誤差。為減小接觸熱阻，在加熱塊與均熱板之間以及均熱板與水冷板之間涂抹導熱系數為 6.0 W/(m·K) 的導熱硅脂。冷卻模塊采用型號為 DC0530 的智能恒溫水浴槽外接水冷板，恒溫水浴槽的溫度控制范圍為-5～100 ℃，冷卻水流量為 13 L/min。數據采集模塊由 K 型熱電偶、數據采集卡及計算機組成。升降模塊主要用來夾緊均熱板，以減小測試過程中的接觸熱阻。為了研究均熱板在不同熱流密度下的熱阻以及均溫性能，測試時首先啟動加熱模塊為均熱板加熱，啟動功率為 10 W，并記錄均熱板各測試點的穩態數據。其中加熱塊（尺寸為 10 mm ×10 mm）及測溫熱電偶的布置如圖 5 所示。按照梯度 10 W 調節熱源功率，直到熱源溫度達到設定的溫度時停止測試。另外，可通過恒溫水浴槽的溫度調節，研究均熱板在不同冷卻水溫度下的傳熱性能。當電子元器件溫度超過 85 ℃ 時，其工作性能就會急劇下降。因此，本研究中將熱源溫度設定 為 85 ℃。為了評價均熱板的傳熱性能，設定均熱板整體熱阻 RVC、冷凝端表面最大溫差 ΔTc，max 以 及蒸發端與冷凝端平均溫差 ΔTe, c 為評價參數，分別定義為：式 (1)～(3) 中：Te, ave 和 Tc, ave 分別為均熱板蒸發端和冷凝端測溫點的平均溫度；Q 為輸入功率。改變測試條件，記錄仿葉脈均熱板各測溫點的溫度變化，并對均熱板熱阻、冷凝端表面最大溫差以及蒸發端與冷凝端平均溫差進行計算，詳細討論均熱板在不同充液率、熱流密度和冷卻水溫度下的傳熱性能。兩種結構均熱板的熱阻如圖 6(a) 所示 ，在 10 ℃ 冷卻水溫度下，兩種均熱板均能承載 120 W/cm2 的高熱流密度，說明本研究中吸液芯擁有的多孔結構可以為工質提供大量的汽化核心，強化沸騰傳熱，提升均熱板的傳熱性能；但 VC-G 均熱板的熱阻整體低于 VC-B 均熱板的，且 VC-G 均熱板在 10 ℃ 的冷卻水溫度下所能承載的最大熱流密度為 125 W/cm2 ，當熱流密度為 120 W/cm2 時 VC-G 均熱板的熱阻最低僅為 0.118 8 ℃/W。其原因主要為 VC-G 均熱板的冷凝端具有流動通道結構以及更密集的回流通道，當蒸汽在冷凝端釋放潛熱凝結成液體時能夠更加快速地回到蒸發端，即 VC-G 均熱板的內部工質循環速率更快，更有利于熱量的傳遞， 因此熱阻更低。圖 6 冷卻水溫度為 10 ℃ 下兩種結構均熱板的熱阻及冷凝 端表面最大溫差對比為對比評價均熱板的均溫性能，選取兩種結構的均熱板樣品，并將充液率控制在 60% 左右，比較它們在 10 ℃ 冷卻水溫度下的冷凝端表面最大溫差 ΔTc, max，結果如圖 6(b) 所示。熱負荷啟動后，VC-B 和 VC-G 均熱板的冷凝端表面最大溫差均隨著熱流密度的增大而增加，不 同熱流密度下 VC-B 均熱板的冷凝端表面最大溫差均低于 VC-G 均熱板的，且前者隨著熱流密度的增大而增加的速度低于后者。這是由于 VC-G 均熱板內部蒸汽腔的體積小于 VC-B 均熱板的，導致工質受熱蒸發時產生的蒸汽不能在 VC-G 均熱板蒸汽腔內均勻分布，造成局部高溫。再對比 40 ℃ 冷卻水溫度下兩種結構均熱板的熱阻及冷凝端表面最大溫差，結果如圖 7 所示，發現兩種結構均熱板這兩項參數的變化均與 10 ℃ 冷卻水溫度下的表現一致。表明兩種結構擁有各自的優勢：VC-G 均熱板可以承載更大的熱流密度，但均溫性較差；VC-B 均熱板則與之相反。圖 7 冷卻水溫度為 40 ℃ 下兩種結構均熱板的熱阻及冷凝 端表面最大溫差對比研究表明充液率對均熱板的傳熱性能有很大影響：低充液率可能導致較低的極限熱流密度，而較高充液率可能會降低均熱板的傳熱效率。圖 8(a)為 VC-B 均熱板在 10 ℃ 冷卻水溫度、不同充液率下的熱阻，可以看到：充液率 40.11% 的均熱板熱阻最大，極限熱流密度最低，為 100 W/cm2 ；在熱流密度小于 35 W/cm2 時，充液率為 48.51% 的均熱板熱阻最小；而在較高熱流密度下，充液率為 60.82% 的均熱板熱阻最小，可低至 0.128 3 ℃/W，此時承載的最大熱流密度為 120 W/cm2。即在實驗工況內， VC-B 均熱板的最佳充液率約為 60%，這與文獻[17]給出的結論一致。分析是由于充液率較低時，均熱 板在低熱流密度下啟動更快；而當熱流密度繼續增加時，低充液率的均熱板會出現蒸干現象，其內部難以形成完整的汽?液循環，將增大熱阻。而當充液率高于最佳值時，液體會在蒸發端積聚堵塞吸液芯孔隙，導致均熱板的熱阻增大，傳熱效率降低；同時，多出的工質會被蒸汽上升攜帶而影響工質回流，而且蒸發端工質層較厚，蒸發熱阻變大，難以形成核沸騰，即相變受限。圖 8 冷卻水溫度為 10 ℃、不同充液率條件下 VC-B 均熱 板的熱阻及蒸發/冷凝端平均溫差隨熱流密度的變化圖 8(b) 為 VC-B 均熱板在 10 ℃ 冷卻水溫度、 不同充液率下的蒸發端與冷凝端平均溫差（ΔTe, c）。可以看到，隨著熱負荷功率的增加，ΔTe, c 逐漸增大。當熱源溫度接近 85 ℃ 時，充液率為 60.82% 的均熱板的 ΔTe, c 的上升速率最小，充液率為 40.11% 的均熱板的 ΔTe, c 的上升速率最大。即低充液率的均熱板相比于高充液率的在高熱流密度下 ΔTe, c 的增速更快。分析其原因，可能是充液率較低時，均熱板內部汽化的蒸汽滿足不了正常在整個腔體內循環傳熱的最小值，使均熱板出現局部過熱、局部過冷的溫度分布不均衡情況，從而出現熱源溫度過高，蒸發端與冷凝端溫差急劇增大；當充液率增大，熱負荷啟動初期，多余的工質阻礙了液體和蒸汽在蒸發區的流動，而隨著熱流密度的增加，更多的工質參與相變進行傳熱，均熱板中蒸汽和液體的流動效率得到增強。為了研究冷卻水溫度對均熱板傳熱性能的影響，選取充液率為 66.47% 的 VC-G 均熱板，通過控制智能恒溫水浴槽對其在不同冷卻水溫度下進行測試，結果如圖 9 所示。圖 9 不同冷卻水溫度下 VC-G 均熱板（充液率為 66.47%） 的熱阻與冷凝端表面最大溫差隨熱流密度的變化由圖 9 可以看出，冷卻水溫度為 10 ℃ 時，VC-G 均熱板所能承載的最大熱流密度為 130 W/cm2 ；當冷卻水溫度逐漸升高時，均熱板所能承載的最大熱流密度依次降低。在 10 ℃ 冷卻水溫度下，熱流密度為 110 W/cm2 時，VC-G 均熱板的熱阻達到最低， 為 0.109 1 ℃/W。冷卻水溫度為 20 ℃ 和 30 ℃ 時，均熱板的熱阻變化趨勢幾乎一致，說明在該溫度范圍內冷卻水溫度對均熱板的傳熱性能影響較小。當冷卻水溫度為 40 ℃ 時，均熱板的熱阻低于冷卻水溫度為 20 ℃ 和 30 ℃ 時的，其原因可能是溫度升高使均熱板內部工質的黏度降低，提高了工質在均熱 板內部的流動性，從而提高了均熱板的換熱效率。均熱板的均溫性能表現（如圖 9(b) 所示）可以給出類似的解釋——當冷卻水溫度升高時，均熱板內部工質黏度降低，更有利于工質均勻分布在蒸發 端；當熱負荷啟動，蒸發端的工質均勻受熱蒸發，冷凝端表現出更好的溫度均勻性。為全面了解本研究設計的 VC-G 均熱板的傳熱性能，與其他同類研究進行了比較分析，歸納如表 1 所示。為方便敘述，本文以編號 1～3 指代其他研究及其設計的均熱板。由表 1 可以看到：與研究 1 相比較，VC-G 均熱 板在 5 mm 的厚度（約為研究 1 中均熱板厚度的 2 倍）下仍然可以承載 130 W/cm2 熱流密度，且最低熱阻達到 0.109 1 ℃/W。研究 2 中均熱板屬于混合型傳熱，冷卻水通道嵌入蒸汽腔中，雖然具有更低的熱阻，但尺寸較大，且在最大熱流密度時，熱源溫度為 95.25 ℃（高于 VC-G 均熱板的 85 ℃）；此外， 研究 2 中均熱板需要額外的能量輸入，成本更高。相較于研究 3，VC-G 均熱板所能承載的最大熱流密度和最低熱阻等傳熱性能指標均更優。本文設計了兩種均熱板結構，對比了它們的傳熱性能，并研究了不同充液率以及冷卻水溫度下均 熱板的傳熱情況，得出以下結論：1）銅粉燒結式的仿生網狀葉脈吸液芯結構擁有的多孔結構可以為工質提供大量的汽化核心，強化沸騰傳熱，同時多邊形葉脈作為支撐結構為工質提供了大量回流通道，且能夠實現氣液分離，使均熱板表現出良好的傳熱性能。VC-G 相較于 VC-B 結構傳熱性能表現更為優異。2）充液率會對均熱板傳熱性能產生較大的影響，過高或過低的充液率都會降低均熱板的傳熱效 率。VC-B 均熱板在充液率 60% 左右時傳熱性能最優，所能承載的最大熱流密度為 120 W/cm2。3）冷卻水溫度對均熱板傳熱性能具有重要的影響，過低的冷卻水溫度會導致均熱板表面均溫性下降，但熱阻整體較低。VC-G 均熱板在 10 ℃ 冷卻水溫度下所能承載的熱流密度最大為 130 W/cm2 ， 熱阻最低為 0.109 1 ℃/W。綜上，本研究設計的 VC-G 均熱板與其他同類研究相比，綜合傳熱性能指標展現出優勢，具有實用價值。
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