歧管式全金剛石微通道表面終端及換熱性能

馮旭瑞, 韋欣怡, 張建軍, 鄭宇亭,2, 陳良賢, 劉金龍, 李成明,2, 魏俊俊,2

(1. 北京科技大學 新材料技術研究院, 北京 100083;2. 北京科技大學 順德創新學院, 廣東 佛山 528399)

微冷卻器的發展源于微型電子設備的散熱問題,主要目的是為了降低設備因過熱而發生故障損壞的機率,同時提高電子設備性能及可靠度。因此,為了保證微型電子設備表面溫度的恒定和高效散去多余熱量,迫切需要體積小、質量輕、結構緊湊及傳熱效率高的微型換熱裝置,有效解決散熱問題。微通道熱沉已被證實是傳熱性能最佳且最具有應用潛力的冷卻方式之一[1-3]。用納米流體[4-5]、優化微通道的翅片和二次通道[6-8],或表面粗糙度的增加[9],可以顯著改善微通道的散熱性能,提高雷諾數,從而降低溫度。

然而隨著散熱的升級,原有的散熱材料已逐漸顯現出其局限性,使得研究人員開始將目光逐漸轉向具有更高傳熱性能的材料。金剛石獨特的物理和化學性質使其成為各種散熱應用的理想材料,特別是它具有極高的熱導率(>2000 W/m·K)以及在惡劣環境中具有的極高穩定性,因此金剛石微通道散熱器成為高熱負荷散熱器中的佼佼者。Yang等[10]在金剛石膜上制備了水力直徑為280 μm的平行三角形微通道。發現金剛石散熱器可以最大程度地減少由中心熱點施加的熱通量的不均勻性,能夠使中心熱點的耗散熱通量達到267 W/cm2[11]。Ansari等[12]制備出Si-diamond微通道散熱器(Microchannel heat sink, MCHS),硅用于低熱通量區,金剛石用于高熱通量區,將設計的復合材料溫度不均勻性降低48.0%,熱阻降低了41.7%,這得益于金剛石的高導熱性。通過直流電弧噴射等離子體化學氣相沉積(Chemical vapor deposition, CVD)系統實現了超厚金剛石板的制備,并在此基礎通過激光制造成全金剛石微通道散熱器,發現全金剛石微通道散熱器(All-diamond microchannel heat sink, AD-MCHS)的傳熱系數比相同幾何形狀的鋁MCHS高37%～73%,流體的體積流量僅為鋁MCHS的40%,AD-MCHS在降低器件表面溫度和熱阻方面具有顯著優勢[13]。

進一步通過在AD-MCHS表面引入氧終端,獲得親水表面。相比于原金剛石微通道熱沉,其傳熱系數提高20%～50%(最大為11 917 W/(m2·K)),熱阻降低14%～28%[14]。相關的研究表明[13-15],高導熱金剛石材料和表面處理技術的應用可以顯著提高微通道的散熱性能。然而,在相似的微通道表面改性技術下,對于單相流體換熱系統中,金剛石表面改性技術在長期工作中的穩定性仍令人擔憂。

為了研究表面改性技術在歧管式AD-MCHS微通道內應用的可持續性以及脫泡狀態對換熱性能的影響,根據前期工作對金剛石微通道進行表面改性[13-15]并采用一種更為穩定的換熱方式既能降低金剛石微通道表面溫度又能維持很好的穩定性,本文提出在金剛石微通道中引入歧管式結構設計,并制備加工了歧管式AD-MCHS,進行金剛石微通道內兩相傳熱時效試驗,分析了金剛石表面改性對氣泡形成機制以及對熱傳輸的影響。

1 試驗方法

1.1 樣品制備

在直徑φ100 mm的鉬襯底上利用直流電弧CVD系統生長出3～5 mm厚的自支撐金剛石膜,隨后將金剛石膜研磨拋光,得到厚度為2 mm,表面粗糙度在50 nm范圍內的金剛石板。經激光導熱儀(NETZSCH LFA467)測試,金剛石的導熱系數超過1500 W/(m·K),顯示金剛石材料極高的導熱能力。根據前期對微通道結構的換熱性能研究[13-15],設計出如圖1(a,b)所示金剛石微通道熱沉,由YGA激光器利用高能激光束流切割金剛石膜,最終制備出了歧管式全金剛石微通道熱沉,其實物形貌如圖1(c～e)所示,表1給出了激光加工參數。

圖1 基板的尺寸設計圖(a,b)和實物圖(c～e) (a,c)分流基板;(b,d)微槽基板;(e)歧管式全金剛石微通道實物圖Fig.1 Dimension design diagram(a,b) and physical diagram(c-e) of substrate(a, c) shunt substrate; (b,d) microslot substrate; (e) physical diagram of manifold type all-diamond microchannel

表1 微通道加工工藝參數

1.2 金剛石微通道的表面技術改性

采用3種方法對金剛石表面進行改性來實現微通道內表面親疏水性能[5-7]。對于氫終端金剛石(Hydrogen-terminated diamond, HT-diamond)表面,使用微波等離子體化學氣相沉積裝置通過氫等離子體刻蝕工藝使金剛石表面引入氫終端(HT)。首先,利用丙酮溶液對金剛石樣品進行超聲波清洗,然后利用去離子水沖洗干凈并干燥。將金剛石置于鉬托中央并放入腔室,抽真空至0.3 Pa,通入300 sccm氫氣并調整目標真空度,設置功率1800 W,腔壓為8.5 kPa,溫度穩定在750 ℃左右,處理時長60 min。對于氧終端金剛石(Oxygen-terminated diamond, OT-diamond)表面,將金剛石薄膜直接置于HNO3/H2SO4(體積比1∶3)混合濃酸溶液中,加熱到300 ℃持續1 h,得到氧終端(OT)表面[14](本試驗所用溶劑皆為分析純)。對于氟終端金剛石(Fluorine-terminated diamond, FT-diamond)表面,采用CF4氣體通過感應耦合等離子刻蝕法(Inductively coupled plasma, ICP)刻蝕機將氟終端(FT)引入金剛石表面。工藝參數為CF4氣體流量50 sccm,腔室真空度0.5 Pa,功率800 W,時間1200 s。

1.3 表征分析

利用X射線光電子能譜(XPS, ESCALAB-250Xi)對其表面成分進行分析。采用接觸角分析儀(Dataphysics OCA15Pro)對金剛石表面潤濕性進行測試。利用Cypher VRS原子力顯微鏡(AFM)研究了表面形貌和粗糙度。采用532 nm激發波長的可見拉曼光譜(HORIBA)測量來檢測加工和處理后的金剛石的物相。使用光學顯微鏡顯示AD-MCHS的尺寸和觀察沸騰氣泡形態。

1.4 熱學數據處理及不確定度

圖2(a)為Z型歧管微通道流動模型,入口和出口分別設置在兩個側面,水制冷劑流入和流出沿著同一方向,這種結構設計適用于大多數的裝配情況,Z型歧管式微通道結構也是較為常見的歧管式結構設計,本研究基于散熱測試系統裝配要求,采用Z型歧管式全金剛石微通道熱沉設計。利用泵驅動流體回路系統(見圖2(b)),對歧管式全金剛石微通道的傳熱性能進行測試。泵驅動流體回路系統包括微磁力驅動泵(MG4004A-ZWS-90/24)、流量計(GICAR-2121)、測試部分、直流電源、溫度傳感器、壓差傳感器(HUBA692.909201001)和過濾器(200號)。測試部分為透明有機玻璃用作封閉金剛石微通道,實現流動的可視化,便于觀察氣泡狀態。引入了銅塊來傳輸電熱源的熱量,銅塊的上表面直接貼附在金剛石微通道的底部,同時通過高效導熱潤滑脂進行界面耦合,降低接觸熱阻。試驗工作介質為去離子水,儲存在恒溫水槽中的離子水經齒輪泵送入試驗系統,經過濾器過濾后進入試驗件,從試驗件流出的水進入冷凝器冷凝后重新注入恒溫水槽中以循環使用。試驗系統測試模塊采用齒輪泵作為壓力源,為避免雜質堵塞微通道,在試驗件進口前安裝最小過濾膜孔徑為φ10 μm的過濾器;系統管路用不銹鋼管進行連接,不銹鋼管外包裹保溫棉。試驗具體參數設置如表2所示。

圖2 Z型歧管微通道流動模型(a)和泵驅動流體回路系統三維物理模型圖(b)Fig.2 Z-manifold microchannel flow model(a) and three-dimensional physical model diagram of pump-driven fluid loop system(b)

表2 散熱試驗參數設置

去離子水流量由流量計(GICAR-2121)液晶顯示屏顯示,進出口壓差由進出口壓力傳感器測量,溫度利用連接鎧裝式熱電偶的無紙記錄儀采集并存儲。試驗步驟為逐步增加去離子水流量,并在每次調節流量后觀察數據采集儀波動情況,數據波動小于0.5,則認為達到穩定狀態,記錄數據用于計算。

安裝自制的泵驅動流體回路,用于研究不同微通道表面終端處理前后的傳熱系數和流動特性。式(1)～式(5)是本文傳熱系數的參考計算程序。

h=Qeff/[(Tw-Tf)ηfAf

(1)

(2)

(3)

Tf=(Tout+Tin)/2

(4)

(5)

式中:Cp為恒壓比熱;h為換熱系數;Qeff為特定質量流量下被水帶走的有效熱量;Tin為入口流體溫度;Tout為出口流體溫度;Tf和TW分別為平均流體溫度和微通道內壁溫度;ηf為鰭效率;I0與I1分別為計算三角形微通道效率的經驗公式的第一類修正貝塞爾函數的零階和一階;H和δ分別為微通道的高度和寬度;Af為翅片的散熱面積;w為通道長度。本研究所用到的流體熱物理性質參考NIST數據庫。表3為試驗不確定性。

表3 試驗不確定性

2 試驗結果與討論

為保障金剛石微通道的良好散熱性能,需要在加工前對拋光的金剛石進行拉曼光譜研究。圖3(a)為制備微通道前的金剛石拋光樣品的拉曼光譜,顯示在 1332.2 cm-1處出現單一階金剛石(sp3)拉曼特征峰。在1000～1800 cm-1的拉曼位移范圍內未見明顯的非金剛石峰,表明金剛石晶體質量較高[16],為制備歧管式AD-MCHS擁有高效換熱的潛力。此外,對于金剛石微通道散熱片來說,表面粗糙度對傳熱能力和流動性能有重要的影響。當表面粗糙度增大時,表面微觀結構對潤濕性的影響明顯。理論上具有較好的潤濕性,平衡潤濕角隨著溫度劇烈升高而減小[15]。經相關報道[17-18],當液體與嚴重粗糙的表面接觸時,粗糙表面的微觀峰廓對液體產生阻礙,且不利于潤濕。為避免粗糙度對換熱性能的影響,制備歧管式AD-MCHS的原始材料需要盡量保持表面光滑(如圖3(b)所示),將表面粗糙度控制在50 nm范圍內,因此在測試換熱性能過程中不再考慮粗糙度對熱沉的影響。

圖3 原始拋光的金剛石薄膜的拉曼光譜(a)和AFM圖像(b)Fig.3 Raman spectrum(a) and AFM image(b) of original polished diamond film

金剛石表面對工作介質的親水程度是評價AD-MCHS換熱能力強弱的重要指標之一,引入金剛石微通道表面的不同終端可以大大提高換熱系數。金剛石表面潤濕性的主要決定因素是表面化學鍵的類型,而經過短時間處理引入表面終端后的表面粗糙度對傳熱影響可以忽略不計[15]。為評價引入終端的成分以及量化效果,利用XPS和去離子水對金剛石表面的潤濕角及表面終端的O/C原子比進行分析,如圖4所示。

圖4 AD-MCHS表面終端的XPS與所對應其接觸角的圖像(a)處理前;(b)HT;(c)OT;(d)FT;(e)O/C原子比Fig.4 XPS and corresponding contact angles of each terminal on surface of the AD-MCHS (a) as-processed; (b) HT; (c) OT; (d) FT; (e) O/C atomic ratio

由圖4(b)可見,利用XPS對HT-diamond進行表面分析,發現在結合能284 eV和531 eV附近有兩個明顯的特征譜峰,按照標定結果得出是C1s 譜線和O1s譜線。在氫等離子體處理前的特征譜峰峰強(見圖4(a))顯著大于處理后,從圖4(a)中可知,在XPS譜高能端(～1000 eV),氫等離子體處理前檢測到明顯的O KLL 俄歇譜峰,但是處理后金剛石薄膜表面則幾乎檢測不到,這是由于氫等離子體處理前金剛石膜已經過酸洗預處理,其表面是一種OT表面,接觸角值為51.1°,是一種親水性表面。通過氫等離子體處理后獲得HT-diamond,其 XPS 全譜清楚地顯示了氫化金剛石薄膜表面僅由碳組成,定量分析發現O/C 原子比為2%左右(見圖4(e)),相比于處理前,其表面氧含量明顯降低,這是由于在氫等離子體處理中進行了充分氫化。因此,可以認為金剛石膜的最外層部分已引入HT,并根據其接觸角值為114.3°,推導出HT-diamond為疏水性。金剛石氫化后的表面上仍然存在氧物質,這可能是金剛石膜在暴露于空氣后表面物理吸附了氧所導致的。

由圖4(c)可見,通過濃酸氧化處理后,金剛石表面的XPS譜圖中氧的特征峰及O KLL 俄歇譜峰更加明顯,可以認為金剛石膜的最外層已引入OT。分析OT-diamond表面各元素含量,通過靈敏度因子計算得出O/C原子比接近65%(見圖4(e)),說明表面氧的覆蓋率很高,金剛石表面的親水性能進一步增強,接觸角值達到15.3°,這說明通過濃酸氧化法可制備具有高親水性金剛石表面,金剛石表面形成OT的機理是通過在表面引入 C-O、C=O、-COOH 等含氧官能團實現的[19]。

HT-diamond、OT-diamond和FT-diamond表面的持久親疏水性也是評價AD-MCHS熱傳輸性能的關鍵指標之一。圖5顯示了各終端金剛石表面的接觸角值隨熱流處理時間的變化。由圖4(b,d)可以說明,經過氫等離子體和氟等離子體處理后的金剛石膜具有很高的初始疏水性能,氫化后金剛石表面的接觸角為114.3°,FT-diamond表面疏水角測試達到128.9°。但經 60 ℃持續8 h換熱性能測試,HT-diamond表面接觸角的下降幅度很大,在2 h內其疏水性基本全部喪失,接觸角降低至49.8°,呈現一種親水性表面,這可歸因于金剛石膜在制備AD-MCHS前需要經過研磨拋光處理,并需要酸洗[21]去除金剛石膜表面的雜質,在這個過程中就會引入OT,說明HT-diamond在換熱系統中的穩定性遠不如OT-diamond。OT則表現出相對穩定,經歷初期小幅度上升后趨于穩定,其接觸角維持在50°左右,仍然表現出親水效果。FT-diamond則表現出較好的穩定性,經歷初期微小降低后趨于穩定,其接觸角維持在 110°,仍然表現出疏水效果。因此,OT-diamond和FT-diamond的AD-MCHS的熱傳輸性能測試中親疏水性能比較穩定。

圖5 各終端金剛石表面接觸角值隨熱流處理時間的變化曲線Fig.5 Curves of contact angle value of each terminal on surface of diamond changing with heat flow processing time

為研究水接觸角隨換熱性能時間變化的機理和評估綜合反應性表面改性技術在金剛石微通道中的應用效果,以微通道內表面的O/C(HT和OT)和F/C(FT)原子比變化為參考(如圖6所示)。

圖6 各終端金剛石不同熱流處理前后表面XPS C1s擬合譜圖及原子比隨時間的變化Fig.6 Surface XPS C1s fitting spectra and atomic ratio change with time of each terminal diamond before and after different heat flow treatments (a,d,g) HT; (b,e,h) OT; (c,f,i) FT

由圖6(a,d,g)可見,經過一定時間的處理后,金剛石表面發現了碳氧鍵的存在。通過分析HT-diamond處理過程中O/C原子比發現,氫等離子體處理后,O/C原子比較低,隨著水流沖擊的時間延長,O/C原子比整體呈現逐漸增大的趨勢。金剛石膜表面的C-H鍵在高溫水流沖擊下,與水中氧形成更穩定C-O結構,因此HT-diamond表面的水接觸角發生下降隨后趨于穩定(見圖5),導致HT-diamond疏水性能的喪失。

由圖6(b,e,h)可見,OT-diamond的XPS光譜在280～290 eV范圍內顯示了濃酸氧化表面處理的金剛石樣品中獲得的C1s譜線。主要成分來自sp3C-C鍵,位于(284.20±0.05) eV,其次歸因于CHx,相對于sp3組分的結合能約為0.8 eV,它是由金剛石表面和晶界處的碳氫鍵造成的。而sp2C-C鍵的貢獻也源于金剛石表面和晶界,向較低的結合能移動了約-1.1 eV。其中與氧化碳原子相關的組分,例如單氧化碳C1 (C-O-H、C-O-C、C-O-O-C),相對于sp3組分移動了約2.2 eV[22-24]。處理前檢測到金剛石表面C1形式的存在,是使金剛石表面呈現親水性的原因,處理一段時間后C1含量出現明顯降低,由此可以推測,在熱流沖擊作用下C1含量的變化可能是導致其表面接觸角增大的原因。分析處理表面O/C原子比隨時間變化,通過靈敏度因子計算得出,隨著水流沖擊的時間延長,O/C原子比逐漸降低,這是因為C1含量減小導致的。含氧官能團變化,接觸角值增大,微通道表面潤濕性減弱,說明濃酸氧化法雖可制備較高親水性能的OT-diamond,但是不能保持長久穩定,其穩定的接觸角值大概存在于45°～65°之間(見圖5)。對于FT-diamond來說,接觸角在處理過程中呈現出穩定的趨勢,在8 h的連續水流沖擊作用下,仍然表現出接觸角為110°左右(見圖5)的疏水效果。

由6(c,f,i)可見,金剛石表面含有大量的碳氟物質,表面氟的覆蓋率很高,主要以3種類型(C-F3、C-F2和C-F)的形式存在[25-26]。C-F3和C-F2在金剛石表面是不穩定的,在熱流沖擊下全部喪失,碳氟含量的減少導致表面能增加,水與金剛石表面的接觸角降低,造成金剛石表面疏水能力降低。進一步分析FT-diamond薄膜表面各元素含量,通過靈敏度因子計算得出未處理金剛石膜表面F/C達到114%,處理1 h后F/C為6.5%,處理4 h后F/C為4%,處理8 h后F/C為2.7%,氟元素的含量隨著處理時間的延長有所降低,這可能與FT-diamond表面C-F3和C-F2的喪失有關。FT-diamond疏水性能夠保持較高穩定性,是因為其表面主要保留了穩定的C-F官能團。根據以上結果可知,采用OT-diamond與FT-diamond的AD-MCHS對比換熱性能比較合適,而HT-diamond在水流下的接觸角不穩定,極易影響換熱效果,不適合做AD-MCHS熱傳輸性能研究。

在實際應用中,高換熱系數(Heat-transfer coefficient, HTC)更能直觀地反映AD-MCHS的換熱能力,微通道的換熱系數越高,說明微通道此時的換熱能力越大。而臨界熱流密度(Critical heat flux, CHF)大小可以體現器件承受熱源的強弱,即CHF越大,所適用的散熱區間范圍越大,如圖7所示。

圖7 OT-AD-MCHS和FT-AD-MCHS的流動沸騰換熱性能(a)沸騰曲線;(b)傳熱系數曲線;(c)泡狀流;(d)彈狀流;(e)環狀流Fig.7 Flow boiling heat transfer performance of OT-AD-MCHS and FT-AD-MCHS(a) boiling curves; (b) heat transfer coefficient curves; (c) bubble flow; (d) slug flow; (e) annular flow

為研究OT與FT金剛石微通道流動沸騰換熱性能,通過泵驅流體回路系統在體積流量為1 mL/s的條件下測試了AD-MCHS的對流換熱系數。為減小試驗測量誤差,每個測試點均取3次測量結果的平均值。

圖7(a)顯示了OT-AD-MCHS和FT-AD-MCHS的沸騰曲線圖像,沸騰發生前,OT與FT表面金剛石熱沉的傳熱系數未顯示明顯變化,沸騰曲線斜率較大,熱通量與壁面溫度呈近似線性關系,可以認為該階段是兩相傳熱狀態,微通道未出現氣泡的產生,此時可以認為OT-diamond的散熱性能與FT-diamond相同,這是由于不同終端的金剛石具有不同的表面潤濕性,而表面潤濕性并未對沸騰前階段產生明顯的散熱影響。隨著熱功率的不斷增加,模擬熱源溫度不斷提高,對于入口過冷度為50 ℃的情況下,當模擬熱源溫度達到一定的過熱,在微通道中各種微小的缺陷都可作為成核位點,大量的氣泡開始在成核位點處產生,由于液體汽化吸收大量熱,微通道傳熱能力獲得增強,導致沸騰曲線的斜率下降并出現轉折點(見圖7(a)),這個轉折點稱之為沸騰起始點(Onset of nucleate boiling, ONB),此時汽化潛熱成為微通道熱沉帶走熱量的主要形式。在試驗范圍內,FT-diamond表面的ONB點對應的熱流密度為95 W/cm2,OT-diamond表面的ONB 點對應的熱流密度是110 W/cm2,FT-AD-MCHS比OT-AD-MCHS具有更低的沸騰起始點,即FT-AD-MCHS的換熱能在流動沸騰狀態下優于OT-AD-MCHS,即沸騰狀態條件下FT-AD-MCHS的HTC高于OT-AD-MCHS。FT-AD-MCHS優先產生的氣泡為泡狀流(見圖7(c)),泡狀流一般發生于沸騰早期,此時熱流密度較小,壁面過熱度較小,氣泡的產生速率較小。發生該狀況可能來自兩種原因:一種是在流體的作用下迅速脫離通道表面;另一種是在冷流體的沖擊下,在成核點破滅。

在沸騰開始后,如圖7(a)所示,FT-AD-MCHS具有更低的熱源溫度,氣泡從“泡流狀”轉換成“子彈頭”形狀,稱為彈狀流(見圖7(d))。氣泡能夠迅速長大,長大的氣泡在流體作用下呈一種“子彈頭”的形狀,此時氣泡尺寸受到微通道寬度尺寸限制,但是彈狀流的發生仍然不足以明顯影響流體流動。泡狀流和彈狀流是核沸騰的兩種典型流型,此時主導傳熱機制是核沸騰。這主要歸因于金剛石表面FT具有的疏水性能,疏水的微通道表面能夠加速表面氣泡的形成與脫離,這對汽化潛熱是有利的。

進一步提升熱流密度到足夠大時,FT-AD-MCHS的微通道中氣泡迅速成核,并在流體作用下開始匯聚,形成很長的氣泡,彈狀泡轉變為環狀泡(見圖7(e)),大量的氣泡填充滿整個通道,一旦成長到一定尺寸就會堵塞流體流動,氣泡與微通道壁面間的液膜逐漸蒸干,微通道開始出現局部的干涸。此時的熱流密度即為臨界熱流密度(CHF),當臨界熱流密度發生時,系統已達到散熱的極限,模擬熱源溫度將難以達到穩態,此時應立即停止試驗,防止氣泡過度的形成造成逆流的發生,損壞散熱器。這歸因于環形流態氣泡成長到一定尺寸后,必然會抑制相鄰成核位點的氣泡形核,出現核沸騰抑制現象,其散熱機制逐漸轉換為以薄膜蒸發為主,液膜蒸發所能帶走的熱量遠遠不及核沸騰態,這也是后期傳熱系數增長趨勢放緩的主要原因。而OT-AD-MCHS可以延緩逆流的發生,表現出更高的CHF。

3 結論

1) 氫離子刻蝕、濃酸氧化法、氟等離子刻蝕3種表面改性技術均可改變AD-MCHS微通道的親疏水狀態。HT-diamond表現出疏水性,疏水性能保持時間極短且不適合用于AD-MCHS熱傳輸性能研究;OT-diamond表現出超親水性,保持時間相對較長;FT-diamond表現出超疏水性,保持時間較長且疏水性能穩定。

2) OT-diamond和FT-diamond的沸騰初期換熱以核態沸騰為主導,包括泡狀流和彈狀流;當熱流達到一定值,大量氣泡匯聚形成環形流,此時以薄膜蒸發為主導機制。FT-diamond因其疏水性能加速氣泡成核,在流動沸騰狀態下傳熱性能要大于FT-diamond。氣泡過度的形成造成逆流的發生,OT-diamond可以延緩逆流的發生,表現出更高的ONB和CHF。而在沸騰狀態FT-AD-MCHS的HTC高于OT-AD-MCHS,FT-diamond可能為更加適合的制備疏水性金剛石熱沉的表面改性技術。