張晉晉，吳靜怡，蔡愛峰

（上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海 200240）

0 引言

隨著信息化的快速發(fā)展，高功率電子元器件廣泛應(yīng)用于超級(jí)計(jì)算中心、通訊工程以及軍事設(shè)備中。而電子設(shè)備因小型化、高功率化所帶來的熱耗散問題，成為影響電子設(shè)備可靠運(yùn)行的關(guān)鍵[1-2]。為了實(shí)現(xiàn)設(shè)備的高效散熱，很多研究者開始關(guān)注在航天工程中廣泛應(yīng)用的環(huán)路熱管（Loop Heat Pipe，LHP）。作為一種高效的被動(dòng)式相變導(dǎo)熱裝置，環(huán)路熱管能夠在小溫差下實(shí)現(xiàn)長距離的高熱流輸送。相比航天工程中的圓柱型環(huán)路熱管，平板型蒸發(fā)器易于與接觸面結(jié)合，具有更小的接觸熱阻，被廣泛應(yīng)用于地面應(yīng)用中[3-4]。

在地面應(yīng)用中，平板型環(huán)路熱管的小型化和高性能受到研究者的廣泛關(guān)注。在小型化方面，芯體尺寸的減小難以滿足蒸發(fā)器與補(bǔ)償腔間所必需的溫差和壓差[5-6]。因而，合理設(shè)計(jì)儲(chǔ)液腔和蒸發(fā)器成為研究的重點(diǎn)。其中，橫向補(bǔ)償結(jié)構(gòu)（Evaporator with Longitudinal Replenishment，ELR）以其較小的高度和高效的傳熱能力得到大家的重視，如圖 1所示。MAYDANIK等[7]對(duì)橫向補(bǔ)償銅水環(huán)路熱管展開相關(guān)研究，3.2 mm厚的橢圓形蒸發(fā)器在負(fù)荷為160 W時(shí)熱阻為0.042 ℃/W。相比縱向補(bǔ)償環(huán)路熱管，橫向補(bǔ)償環(huán)路熱管不僅高度尺寸減小為 1/3，而且其傳熱性能進(jìn)一步提高。SINGH等[2]實(shí)驗(yàn)研究了橫向補(bǔ)償?shù)木匦苇h(huán)路熱管性能，當(dāng)負(fù)荷從10 W變到50 W時(shí)，熱管總熱阻從5.23 ℃/W降低到了1.5 ℃/W，且低功率下出現(xiàn)明顯的溫度波動(dòng)。在高效性方面，采用重力作用也得到了廣泛的應(yīng)用。CHUANG等[8]研究不同驅(qū)動(dòng)力（重力、毛細(xì)力）對(duì)圓柱型環(huán)路熱管啟動(dòng)過程溫度波動(dòng)的影響。KU等[9]實(shí)驗(yàn)研究了重力對(duì)圓柱型雙蒸發(fā)器-雙冷凝器熱管啟動(dòng)過程的影響。孫琦等[10]利用3D打印鈦合金毛細(xì)芯，研究了毛細(xì)芯導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)傳熱性能的影響。

圖1 橫向補(bǔ)償結(jié)構(gòu)的蒸發(fā)器

隨著環(huán)路熱管小型化、平板化和高性能的快速發(fā)展，對(duì)環(huán)路熱管的設(shè)計(jì)提出了更高的要求。雖然已開展了大量的熱管性能優(yōu)化研究，但是橫向補(bǔ)償平板型環(huán)路熱管的研究較少，且重力輔助作用下橫向補(bǔ)償平板型環(huán)路熱管的運(yùn)行性能尚未明確。本文在傳統(tǒng)橫向補(bǔ)償環(huán)路熱管的基礎(chǔ)上，以滿足高度空間僅為30 mm電子設(shè)備的散熱需求為目的，研制了橫向補(bǔ)償結(jié)構(gòu)的環(huán)路熱管，理論分析了重力輔助作用下熱管的熱力循環(huán)，實(shí)驗(yàn)研究了設(shè)計(jì)工況下熱管的運(yùn)行特性，獲取了相關(guān)的結(jié)論。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及循環(huán)分析

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)際工程中熱管的工作條件如下：共有3個(gè)熱源，且同時(shí)運(yùn)行，熱源1的最大功率為70 W，熱源2和熱源3的最大功率為35 W。如圖2(c)所示。在最大功率運(yùn)行時(shí)，熱源表面溫度不超過 110 ℃。同時(shí)，環(huán)路熱管蒸發(fā)器的高度不超過 30 mm，在環(huán)境溫度為-20 ℃～60 ℃的條件下能夠穩(wěn)定運(yùn)行。所研制的熱管主要從兩個(gè)方面來考慮：1）采用雙孔毛細(xì)芯+橫向補(bǔ)償?shù)慕M合，解決環(huán)路熱管毛細(xì)壓力、流動(dòng)阻力以及熱泄漏之間的矛盾；2）利用重力的正向作用提升環(huán)路熱管的傳熱性能。相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，主要包括環(huán)路熱管系統(tǒng)、加熱系統(tǒng)、恒溫水槽以及數(shù)據(jù)采集裝置。圖 2(a)所示為環(huán)路熱管實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，由熱源、蒸發(fā)器、冷凝器、管路、冷凝器等部分組成。圖2(b)所示為熱管內(nèi)部介質(zhì)流動(dòng)示意圖。圖2(c)所示為蒸發(fā)器內(nèi)部結(jié)構(gòu)及主要溫度測點(diǎn)布置圖，蒸發(fā)器內(nèi)部主要包括蒸汽槽道、儲(chǔ)液腔以及毛細(xì)芯。

該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中，冷凝器高于蒸發(fā)器68 mm。熱管系統(tǒng)整體采用鋁合金制作，通過燒結(jié)鎳粉和碳酸鈉的混合物形成雙孔徑毛細(xì)芯，其中燒結(jié)參數(shù)如表1所示。通過阿基米德方法測量毛細(xì)芯的有效孔徑率，而毛細(xì)芯的滲透率則采用Carman-Kozeny公式進(jìn)行計(jì)算。補(bǔ)償腔、燒結(jié)網(wǎng)芯、氣腔在同一水平面，形成系統(tǒng)的橫向補(bǔ)償。3個(gè)熱源放置在蒸發(fā)器表面。實(shí)驗(yàn)采用銅塊內(nèi)置單端加熱棒作為模擬熱源，調(diào)節(jié)調(diào)壓器實(shí)現(xiàn)不同功率輸入，在銅塊與熱管蒸發(fā)面之間涂有導(dǎo)熱硅脂，以減小接觸熱阻。

冷凝器為套管式結(jié)構(gòu)，控制恒溫水槽流量為28 L/h。同時(shí)，使用10 mm厚絕熱材料隔絕環(huán)境對(duì)實(shí)驗(yàn)過程的影響。測量系統(tǒng)采用 Agilent 349710A數(shù)據(jù)采集儀，實(shí)驗(yàn)過程中的采樣頻率為 5 s。由于熱源2和熱源3的功率相同，實(shí)驗(yàn)采用T2-1和T2-2的平均值T2作為測量結(jié)果。工質(zhì)為液氨，充注率為70%。通過不確定分析計(jì)算[11]，熱源端熱負(fù)荷與冷凝器所帶走熱量之間的誤差為5%。

圖2 環(huán)路熱管系統(tǒng)及溫度測點(diǎn)

表1 雙孔徑毛細(xì)芯燒結(jié)參數(shù)

1.2 運(yùn)行熱力循環(huán)圖

區(qū)別于傳統(tǒng)環(huán)路熱管，結(jié)合低功率運(yùn)行及小型環(huán)路熱管的工作特點(diǎn)[12-14]，重力輔助下橫向補(bǔ)償平板型環(huán)路熱管有著不同的熱力循環(huán)圖，如圖3所示，圖中狀態(tài)點(diǎn)對(duì)應(yīng)圖2(b)中各數(shù)字點(diǎn)工質(zhì)狀態(tài)。根據(jù)功率的大小可分為兩個(gè)不同的循環(huán)過程：重力控制模式和毛細(xì)力控制模式。當(dāng)熱源未施加功率時(shí)，液體工質(zhì)自重使得工質(zhì)堆積于儲(chǔ)液腔和氣腔內(nèi)。在低功率運(yùn)行時(shí)，工質(zhì)在蒸發(fā)槽道內(nèi)、毛細(xì)芯與槽道接觸處相變吸熱變?yōu)檎羝?，蒸汽在浮升力的作用下流?dòng)到冷凝器中，蒸汽在冷凝器進(jìn)行冷卻，之后在重力作用下回流儲(chǔ)液腔。整個(gè)過程中，依靠液體工質(zhì)重力壓頭克服循環(huán)壓降，此過程為重力控制模式。隨著功率的不斷增加，工質(zhì)在毛細(xì)芯表面形成了“非反轉(zhuǎn)彎液面”，在氣液分界面處毛細(xì)力所形成的壓力差驅(qū)動(dòng)工質(zhì)的流動(dòng)。此時(shí)，冷凝器在蒸發(fā)器之上的結(jié)構(gòu)仍舊對(duì)工質(zhì)循環(huán)起正向作用。因而，在循環(huán)過程中，液體工質(zhì)的重力壓頭和毛細(xì)壓力共同克服循環(huán)壓降?？紤]到毛細(xì)壓力的主導(dǎo)作用，此為毛細(xì)力控制模式。

圖3 橫向補(bǔ)償平板型環(huán)路熱管重力輔助下的運(yùn)行規(guī)律

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

在實(shí)驗(yàn)之前，首先對(duì)該環(huán)路熱管進(jìn)行預(yù)壓測試，同時(shí)保持設(shè)計(jì)壓力放置 24 h后檢查系統(tǒng)的密閉性。在確保系統(tǒng)耐壓和密閉性的基礎(chǔ)上，對(duì)環(huán)路熱管進(jìn)行抽真空處理，然后充注液氨進(jìn)行試驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)過程中，恒溫水槽的溫度保持在(60±0.5) ℃，環(huán)境溫度控制在(30±2) ℃。熱源加入后，蒸發(fā)器與冷凝器的溫度不斷增加，各點(diǎn)溫度均發(fā)生變化。當(dāng)溫度逐步穩(wěn)定，在20 min內(nèi)同一測點(diǎn)溫差小于1 ℃時(shí)，實(shí)驗(yàn)過程確認(rèn)為是穩(wěn)態(tài)過程。

2.1 穩(wěn)定運(yùn)行過程分析

熱源加入后，熱管中各點(diǎn)溫度均發(fā)生變化，如圖4所示，其中熱源1為70 W（15.22 W/cm2），熱源2和熱源3為35 W（20.71 W/cm2）。從圖中可以看出，隨著實(shí)驗(yàn)過程逐漸穩(wěn)定，熱源1的溫度為94 ℃，熱源2的溫度為97.5 ℃。冷凝水的入口溫度（T冷凝入口）設(shè)定為 60 ℃，冷凝水出口溫度不斷增大，帶走熱量。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果看，熱管運(yùn)行能夠滿足電子設(shè)備熱源不高于110 ℃的要求。液線出口溫度（T6）比儲(chǔ)液腔溫度（T7）低約2 ℃，而液線出口與儲(chǔ)液腔相連，且兩者之間的保溫材料隔絕了外界傳熱，這說明仍有一部分來自于熱源的熱量通過殼體導(dǎo)熱、工質(zhì)傳熱泄漏到儲(chǔ)液腔內(nèi)。而熱泄漏會(huì)造成儲(chǔ)液腔內(nèi)飽和蒸汽的增多，而儲(chǔ)液腔內(nèi)蒸汽壓力的增加將會(huì)減弱毛細(xì)芯兩側(cè)的壓差，引起局部毛細(xì)芯“燒干”，進(jìn)而導(dǎo)致熱管運(yùn)行失敗。因而，需進(jìn)一步優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以降低熱泄漏，從而降低熱源溫度，滿足實(shí)際工程需要。

圖4 環(huán)路熱管的運(yùn)行過程

2.2 穩(wěn)定運(yùn)行數(shù)值模擬

為了驗(yàn)證以上穩(wěn)定運(yùn)行的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，分析環(huán)路熱管的能量平衡，本文建立了熱管蒸汽槽道、儲(chǔ)液腔以及毛細(xì)芯內(nèi)工質(zhì)換熱的數(shù)學(xué)模型。簡化相應(yīng)數(shù)學(xué)模型需滿足以下假設(shè)。

1）假設(shè)毛細(xì)芯與槽道接觸面處的工質(zhì)為飽和蒸汽（TS）。當(dāng)通過毛細(xì)芯的漏熱進(jìn)入儲(chǔ)液腔時(shí)，假設(shè)其交界處的平均溫度為TINTF。儲(chǔ)液腔內(nèi)的液體在交界面處進(jìn)行對(duì)流換熱，形成儲(chǔ)液腔的溫度為TRES。

2）假設(shè)毛細(xì)芯所形成的壓差為毛細(xì)芯兩側(cè)溫度TS和TINTF所對(duì)應(yīng)的飽和壓差，加上液體工質(zhì)自重形成的重力壓降，共同克服工質(zhì)循環(huán)所產(chǎn)生的壓降。

在以上假設(shè)成立的基礎(chǔ)上，可得環(huán)路熱管的輸入功率QAPP等同于質(zhì)量m工質(zhì)相變潛熱吸熱量mλ，與通過殼體導(dǎo)熱和工質(zhì)傳熱的熱泄漏QHL，如式(1)所示：

當(dāng)其施加熱源后，熱量通過殼體傳導(dǎo)給蒸汽槽道與毛細(xì)芯的接觸面，殼體和毛細(xì)芯溫度不斷上升，在dt時(shí)間內(nèi)輸入熱量為：

式中：

Mni——雙孔徑毛細(xì)芯鎳的質(zhì)量，kg；

Mammonia——毛細(xì)芯內(nèi)吸滿液體氨的質(zhì)量，kg；

Cpl_ni——鎳粉的比熱容，J/(kg?K)；

Cpl_ammonia——工質(zhì)氨的比熱容，J/(kg?K)。

在毛細(xì)芯與蒸汽槽道接觸面處，液體工質(zhì)蒸發(fā)速率m采用Collier和Thome的計(jì)算方法[15]：

式中：

C——計(jì)算系數(shù)，通過實(shí)驗(yàn)值確定；

Rg——氨蒸汽氣體常量，1,002.6 J/(kg?K)，

Agroove——蒸發(fā)面積，其為蒸汽槽道的內(nèi)表面積，m2。

PSAT和PINTF可用Antoine蒸氣壓方程計(jì)算[12]：

式中：

P——氨的飽和蒸氣壓，mmHg；

T——氨的飽和溫度，℃；

a，b，c——計(jì)算常數(shù)，a=7.55466，b=1,002.711，c=247.885。

聯(lián)立式(1)～(4)可得毛細(xì)芯熱源側(cè)的微分方程：

儲(chǔ)液腔內(nèi)的能量平衡，取決于毛細(xì)芯內(nèi)的熱傳導(dǎo)以及液體工質(zhì)的對(duì)流換熱，如下所示：

式中：

α——儲(chǔ)液腔內(nèi)蒸汽含量，由實(shí)驗(yàn)確定；

ρl——液體工質(zhì)密度，kg/m3；

VRES——儲(chǔ)液腔的體積，m3；

Cpl——液體工質(zhì)比熱容，kJ/(kg?K)；

kEFF——毛細(xì)芯的有效導(dǎo)熱系數(shù)；

δ——毛細(xì)芯的高度，m；

AWICK——矩形毛細(xì)芯的截面積，AWICK=WWICK×LWICK，m2。

對(duì)于界面溫度TINTF，在界面處氣液工質(zhì)的傳熱量與網(wǎng)芯的熱泄漏相同。結(jié)合式(3)和(4)可得：

將環(huán)路熱管的結(jié)構(gòu)參數(shù)輸入式(5)～(7)中，利用MATLAB采用四階龍格-庫塔方法進(jìn)行迭代求解。圖5所示為熱源1為70 W（15.22 W/cm2），熱源2和熱源3為35 W（20.71 W/cm2）時(shí)，環(huán)路熱管穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)實(shí)驗(yàn)值與模擬值的對(duì)比。從圖中可以看出，實(shí)驗(yàn)值與模擬值吻合較好，誤差也在5%以內(nèi)。

圖5 穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)環(huán)路熱管模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

2.3 傳熱性能

為評(píng)價(jià)環(huán)路熱管傳熱特性，定義環(huán)路熱管的熱阻為：

式中：

Ths——熱源1、熱源2和熱源3的平均溫度，K；

Tcool——冷凝進(jìn)出口平均溫度，K；

Q——熱源1、熱源2和熱源3的總負(fù)荷，W；

RLHP——環(huán)路熱管熱阻，K/W。

圖6為環(huán)路熱管在不同的熱源供給下，穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)熱管熱阻的模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比。從圖中可知，理論與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，熱管運(yùn)行的熱阻在0.20 ℃/W 附近變化，熱源功率較小時(shí)熱阻較大，隨著熱源功率的增大，熱阻逐漸減小，隨后趨于穩(wěn)定。分析其原因，主要是由于低功率穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)工質(zhì)循環(huán)量較少，蒸汽在充滿液體工質(zhì)的槽道內(nèi)流動(dòng)，需要克服較大的流動(dòng)阻力。反之，高功率穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，參與循環(huán)的工質(zhì)較多，蒸發(fā)器受熱后大量的蒸發(fā)會(huì)快速帶走蒸汽槽道內(nèi)的液體工質(zhì)，形成蒸汽的單相流動(dòng)，使得蒸發(fā)器內(nèi)的流動(dòng)阻力減小。而且，隨著加熱功率的進(jìn)一步增大，蒸汽槽道內(nèi)不再有液體工質(zhì)，僅依靠毛細(xì)芯提供液體工質(zhì)，當(dāng)流動(dòng)阻力與驅(qū)動(dòng)力達(dá)到平衡時(shí)，環(huán)路熱管熱阻將不會(huì)隨加熱功率的增加而發(fā)生明顯變化。

圖6 穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)熱阻的模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

3 結(jié)論

本文針對(duì)高度空間狹窄的電子設(shè)備散熱需求，設(shè)計(jì)了重力輔助下的橫向補(bǔ)償環(huán)路熱管實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。實(shí)驗(yàn)研究了該熱管在重力輔助下的運(yùn)行性能，主要結(jié)論如下：

1）在熱源1為70 W（15.22 W/cm2），熱源2和熱源3為35 W（20.71 W/cm2）時(shí)，熱源溫度控制在110 ℃以下，且該環(huán)路熱管的熱阻在0.20 ℃/W左右。熱源加熱量較小時(shí)熱阻較大，隨著熱源加熱量的增大，熱阻逐漸減小，隨后趨于穩(wěn)定；造成這一現(xiàn)象的主要原因在于槽道內(nèi)液體工質(zhì)對(duì)蒸汽流動(dòng)的阻礙作用隨著加熱量的增加而減弱；

2）利用MATLAB對(duì)環(huán)路熱管穩(wěn)定運(yùn)行進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差在 5%以內(nèi)；為了進(jìn)一步提升環(huán)路熱管性能，仍需對(duì)熱源、毛細(xì)芯和儲(chǔ)液腔的相對(duì)位置和尺寸進(jìn)行優(yōu)化分析，最大程度地減小對(duì)儲(chǔ)液器的熱泄漏。

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