蔣雪微，連利仙，唐 海，劉 穎

(1.四川大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，成都 610065；2.四川省納米科技應(yīng)用工程技術(shù)研究中心，成都 610065)

0 引 言

隨著科學(xué)技術(shù)的迅猛發(fā)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(shù)據(jù)中心[3]等都面臨著系統(tǒng)整體散熱的問題。在電子工業(yè)領(lǐng)域，芯片內(nèi)晶體管數(shù)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(shù)的發(fā)展使芯片運算速率大幅提升，所產(chǎn)生的熱量也越來越大[4]；傳統(tǒng)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(shè)備的散熱需求。熱管作為一種高效的傳熱元件，廣泛應(yīng)用于功率半導(dǎo)體芯片[5-6]、太陽能光伏/光熱系統(tǒng)[7-8]以及核能發(fā)電[9-10]等領(lǐng)域。熱管工作時，利用工質(zhì)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(xì)力來驅(qū)動工質(zhì)回流至熱管的蒸發(fā)段，從而保證工質(zhì)再次吸收熱量而氣化，實現(xiàn)循環(huán)散熱。多孔芯作為熱管的組成部分，不僅為工質(zhì)流動提供通道，還產(chǎn)生毛細(xì)力來驅(qū)動工質(zhì)回流至蒸發(fā)段，因此多孔芯的結(jié)構(gòu)直接影響熱管的傳熱性能。

從理論上來說，當(dāng)孔徑減小時，多孔芯熱管的毛細(xì)力升高，滲透率降低；而當(dāng)孔徑增大時，則毛細(xì)力降低，滲透率升高：毛細(xì)力和滲透性之間存在此消彼長的對立關(guān)系。這使得普通單一孔結(jié)構(gòu)多孔芯熱管的傳熱能力受到限制。此外，熱管在實際應(yīng)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(fā)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(xiàn)熱管的廣泛應(yīng)用，必須平衡多孔芯毛細(xì)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(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯的發(fā)展方向，研制出一種分層復(fù)合多孔芯，其蒸發(fā)段和絕熱冷凝段的結(jié)構(gòu)相同，均為不同孔徑的兩層或多層結(jié)構(gòu)，通過調(diào)整各層的孔徑尺寸，可以提高毛細(xì)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(jié)構(gòu)多孔芯，這種復(fù)合芯結(jié)構(gòu)大大降低了熱管的熱損失。FLOREZ等[12]將不同粒徑的銅粉燒結(jié)成多層結(jié)構(gòu)的復(fù)合多孔芯，當(dāng)細(xì)、粗銅粉層厚度相同且充液率達(dá)到100%時，該多層復(fù)合多孔芯熱管的熱阻低于單一孔結(jié)構(gòu)芯熱管。但上述多層結(jié)構(gòu)多孔芯的孔徑均為微米級，不能顯著提高多孔芯的毛細(xì)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(xì)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(fā)段表面通過電化學(xué)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(jié)構(gòu)的多孔芯有助于提升熱管的傳熱系數(shù)。但是，這種制備工藝的不足也很明顯，首先是在熱管內(nèi)進行電沉積存在一定困難，其次多孔芯內(nèi)的腐蝕溶液難以有效去除而導(dǎo)致雜質(zhì)離子的引入。因此，電化學(xué)沉積法不是制備納米結(jié)構(gòu)多孔芯的最佳方法，開發(fā)一種工藝簡單且成本低廉的制備方法勢在必行。

根據(jù)熱管運行過程中不同部分的功能差異，熱管可分為蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段3個部分?？紤]到熱管各個部分的特性，作者構(gòu)建了一種多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管，以平衡多孔芯毛細(xì)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(shù)獲得的納米多孔銅粉，結(jié)合粉末冶金工藝制備了多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管，該熱管蒸發(fā)段多孔芯為由管壁側(cè)的納米多孔銅粉層和工質(zhì)腔側(cè)不規(guī)則銅粉層燒結(jié)形成的兩層結(jié)構(gòu)，絕熱段和冷凝段則均為由不規(guī)則銅粉層組成的單層結(jié)構(gòu)，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(guī)則CuZn50合金粉、不規(guī)則銅粉(純度99.9%)、磷脫氧銅管(純度99.9%，外徑6.0 mm，內(nèi)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(shù)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(wǎng)(160目篩網(wǎng)和200目篩網(wǎng))，不規(guī)則銅粉同樣過兩層篩網(wǎng)(60目篩網(wǎng)和80目篩網(wǎng))，取兩層篩網(wǎng)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(guī)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(nèi)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(nèi)壁燒結(jié)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(jié)，同時向爐內(nèi)通入純度99.99%的氬氣以避免試樣氧化。試樣燒結(jié)冷卻后，用鉗子緩慢將不銹鋼芯棒取出，對銅管的填粉端側(cè)進行管徑收縮及焊接封口處理，然后從縮管端向銅管內(nèi)注入高純水。為了去除銅管內(nèi)的空氣，使用V-i280SV型旋轉(zhuǎn)真空泵進行抽真空處理，為避免管內(nèi)高純水的蒸發(fā)，調(diào)節(jié)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(jié)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(gòu)建的多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管蒸發(fā)段長50 mm，絕熱段長80 mm，冷凝段長70 mm。多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯的制備工藝如下：第一步，制備蒸發(fā)段管壁側(cè)由納米多孔銅粉燒結(jié)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(fā)段)，然后將整個試樣豎直放入燒結(jié)爐中，在800 ℃下燒結(jié)30 min，在蒸發(fā)段管壁側(cè)獲得厚度為0.5 mm的小孔隙層。第二步，制備蒸發(fā)段工質(zhì)腔側(cè)以及絕熱段和冷凝段由不規(guī)則銅粉構(gòu)成的大孔隙層。在第一步燒結(jié)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(guī)則銅粉，振實后將整個試樣豎直放入燒結(jié)爐中，在800 ℃下燒結(jié)30 min，從而獲得大孔隙層，其中蒸發(fā)段工質(zhì)腔側(cè)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(jié)得到的多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯孔隙結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯結(jié)構(gòu)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(jié)而成(簡稱單層芯A)，其孔結(jié)構(gòu)包含納米多孔銅粉本身的納米孔和顆粒燒結(jié)形成的微米孔；另一種多孔芯由不規(guī)則銅粉燒結(jié)而成(簡稱單層芯B)，其孔結(jié)構(gòu)為顆粒燒結(jié)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(guī)則銅粉燒結(jié)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(fù)合結(jié)構(gòu)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(fā)段和冷凝段中部位置橫向剖開，利用Regulus SU8230型場發(fā)射掃描電鏡(FESEM)觀察多孔芯的微觀孔結(jié)構(gòu)。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(wěn)壓電源、加熱銅塊、冷卻銅塊、冷卻風(fēng)扇以及溫度數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。加熱銅塊上表面開設(shè)半圓形凹槽，內(nèi)置3根加熱棒與電源相連；冷卻風(fēng)扇固定在冷卻銅塊的下方，冷卻銅塊上表面同樣開設(shè)半圓形凹槽；利用一臺SH-16型數(shù)據(jù)采集器、電腦和13根K型熱電偶(精度為±0.1 ℃)來進行溫度數(shù)據(jù)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(fā)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(fā)段和冷凝段分別嵌在加熱銅塊和冷卻銅塊的凹槽內(nèi)，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(dǎo)熱硅脂以減小接觸熱阻。試驗時，先開啟散熱風(fēng)扇并啟動數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，經(jīng)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(dāng)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(jù)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(jié)果與討論

2.1 多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯的微觀結(jié)構(gòu)

由圖5可以看出，多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管蒸發(fā)段的孔芯為雙層結(jié)構(gòu)：第一層為管壁側(cè)燒結(jié)納米多孔銅粉形成的小孔隙層，其孔結(jié)構(gòu)包含納米多孔銅粉顆粒內(nèi)部和表面的納米孔，還包含顆粒之間燒結(jié)形成的孔隙；第二層為工質(zhì)腔側(cè)由不規(guī)則銅粉顆粒燒結(jié)形成的大孔隙層。絕熱段和冷凝段多孔芯結(jié)構(gòu)相同，均為由不規(guī)則銅粉燒結(jié)形成的大孔隙層。

圖5 熱管不同部分多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)對熱管傳熱性能的影響

在傳熱性能的測試過程中，當(dāng)熱管蒸發(fā)段加熱功率低于其傳熱極限功率時，蒸發(fā)段不同位置的溫度會很均勻；而當(dāng)加熱功率超過傳熱極限功率時，熱管蒸發(fā)段多孔芯內(nèi)的工質(zhì)就會發(fā)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(xiàn)溫度t2高于t3，接著t3高于t4的現(xiàn)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(jù)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(fù)合結(jié)構(gòu)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(fā)段多孔芯內(nèi)的工質(zhì)因蒸發(fā)而減少，并且逐漸向管壁方向移動，徑向傳熱路徑變短，導(dǎo)致熱阻降低。當(dāng)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(jié)構(gòu)多孔芯熱管蒸發(fā)段熱阻與加熱功率的關(guān)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(guī)則銅粉和納米多孔銅粉燒結(jié)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(zhuǎn)變?yōu)樵龃?，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(fā)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(fā)段的工質(zhì)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(fù)合結(jié)構(gòu)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(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管蒸發(fā)段的小孔隙層可以產(chǎn)生很高的毛細(xì)力，絕熱段和冷凝段的大孔隙則能提供較大的工質(zhì)流動通道，促進工質(zhì)從冷凝段回流至蒸發(fā)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(fā)段工質(zhì)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(fù)合多孔芯熱管的傳熱極限功率仍高達(dá)90 W。

多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管的高傳熱能力歸功于多孔芯的結(jié)構(gòu)與其功能之間的適應(yīng)性。從熱管的軸向角度看，蒸發(fā)段的多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯含有小孔隙層，保證了較高的毛細(xì)力來驅(qū)動工質(zhì)循環(huán)；絕熱段和冷凝段具有較大的孔隙，為工質(zhì)流動提供了更大的通道，工質(zhì)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(fā)段多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯的徑向為具有不同孔徑的兩層孔結(jié)構(gòu)，且孔徑減小的方向與熱管受熱運行時多孔芯內(nèi)工質(zhì)的下降方向一致。隨著熱負(fù)荷的增加，更多工質(zhì)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(xì)力。綜上所述，多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管的蒸發(fā)段提供了較大的毛細(xì)力，促進熱管傾斜時蒸發(fā)段的工質(zhì)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(nèi)的工質(zhì)回流至蒸發(fā)段。

3 結(jié) 論

(1) 根據(jù)多孔芯熱管不同部位的功能差異，設(shè)計并制備了一種多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管。該多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管蒸發(fā)段的多孔芯為兩層孔隙結(jié)構(gòu)，管壁側(cè)為由納米多孔銅粉燒結(jié)而成的小孔隙層，可以提供較高的毛細(xì)力，工質(zhì)腔側(cè)為由不規(guī)則銅粉燒結(jié)而成的大孔隙層；絕熱段和冷凝段多孔芯均為由不規(guī)則銅粉燒結(jié)而成的單層大孔隙層，可以提供較大的工質(zhì)流動通道，減小工質(zhì)的流動阻力，提高滲透性。

(2) 多尺度復(fù)合結(jié)構(gòu)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(fù)合結(jié)構(gòu)多孔芯熱管表現(xiàn)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(dá)90 W，比由納米多孔銅粉和不規(guī)則銅粉燒結(jié)而成的單層均勻多孔芯熱管分別提升了2.9倍和2.3倍。