李孝軍，屈健，韓新月，王謙，劉豐（江蘇大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 03；江蘇中圣高科技產(chǎn)業(yè)有限公司，江蘇 南京 ）

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微槽道脈動(dòng)熱管的啟動(dòng)及傳熱特性

李孝軍1，屈健1，韓新月1，王謙1，劉豐2
（1江蘇大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2江蘇中圣高科技產(chǎn)業(yè)有限公司，江蘇 南京 211112）

摘要：對(duì)豎直和水平放置情況下微槽道脈動(dòng)熱管(當(dāng)量直徑2.82 mm)的啟動(dòng)及傳熱性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并與內(nèi)徑分別為3.4 mm (1#)、4.0 mm (2#)和4.8 mm (3#)的3個(gè)光管脈動(dòng)熱管進(jìn)行了比較。實(shí)驗(yàn)工質(zhì)為去離子水，充液率為50%。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，豎直放置（底部加熱）時(shí)，微槽道結(jié)構(gòu)可以顯著降低脈動(dòng)熱管的最小啟動(dòng)功率和啟動(dòng)溫度，在約305 W的加熱功率下其熱阻分別比1#、2#和3#光管脈動(dòng)熱管下降41.7%、35.6%和30.9%，蒸發(fā)段壁面平均溫度分別下降12.1、11.8和7.6℃；水平放置時(shí)，微槽道脈動(dòng)熱管在一定加熱功率下能夠正常啟動(dòng)，光管脈動(dòng)熱管難以有效運(yùn)行。使用微槽道結(jié)構(gòu)后，脈動(dòng)熱管顯熱和潛熱傳熱能力的提高以及微槽道毛細(xì)作用利于冷凝液向蒸發(fā)段回流可認(rèn)為是實(shí)現(xiàn)熱管傳熱強(qiáng)化的主要原因。

關(guān)鍵詞：脈動(dòng)熱管；微槽道；相變；傳熱；兩相流；毛細(xì)作用

2015-12-16收到初稿，2016-03-18收到修改稿。

聯(lián)系人：屈健。第一作者：李孝軍（1991—），男，碩士研究生。

Received date: 2015-12-16.

Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China (51576091) and the China Postdoctoral Science Special Foundation (2015T80523).

引　言

脈動(dòng)熱管（OHP）是由日本學(xué)者Akachi[1]提出的一種新型高效傳熱元件，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本低廉、傳熱性能突出和環(huán)境適用性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，在微電子器件冷卻、余熱回收利用、太陽(yáng)能集熱等領(lǐng)域展現(xiàn)出很好的應(yīng)用前景[2]。

提高脈動(dòng)熱管的傳熱性能是近年來(lái)研究關(guān)注較多的方面，主要包括使用各種新型工質(zhì)[3-6]、采用外場(chǎng)有源技術(shù)[7-8]、改變加熱方式[9-10]及表面潤(rùn)濕狀況[11]等途徑。此外，改變脈動(dòng)熱管結(jié)構(gòu)形式也是一種簡(jiǎn)單有效的方法。Khandekar等[12]首先研究了截面形狀對(duì)板式脈動(dòng)熱管傳熱和流動(dòng)的影響，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)與圓管相比矩形截面角部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的毛細(xì)作用可有效減小脈動(dòng)熱管的傳熱熱阻。曹小林等[13]針對(duì)脈動(dòng)熱管內(nèi)工質(zhì)的隨機(jī)和間歇流動(dòng)特點(diǎn)將等徑結(jié)構(gòu)調(diào)整為管徑大小間隔分布的形式，使工質(zhì)在脈動(dòng)熱管內(nèi)形成穩(wěn)定單向運(yùn)動(dòng)，從而提高了熱管的傳熱效果。Chien等[14]通過與文獻(xiàn)[13]類似的雙管徑交替變化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)了脈動(dòng)熱管在小彎頭數(shù)情況下的水平啟動(dòng)運(yùn)行。Shang等[15]從增強(qiáng)管內(nèi)脈動(dòng)機(jī)制和改善流體與管壁間對(duì)流換熱過程入手研究了非均勻截面對(duì)脈動(dòng)熱管傳熱性能的影響，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在一定加熱功率范圍內(nèi)該結(jié)構(gòu)的脈動(dòng)熱管具有更高的傳熱能力。Thompson等[16]在閉合回路通道之間增加了一種Tesla閥的衍生結(jié)構(gòu)，以保證汽/液塞形成定向運(yùn)動(dòng)，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)這種結(jié)構(gòu)可使熱管的熱阻下降15%～25%。上述研究主要側(cè)重于調(diào)整或改變脈動(dòng)熱管的整體宏觀幾何結(jié)構(gòu)，但由于熱管內(nèi)壁面和工質(zhì)的相互作用對(duì)其振蕩運(yùn)動(dòng)和相變傳熱具有重要影響，可以預(yù)見通過調(diào)整或改變內(nèi)壁結(jié)構(gòu)形式也能夠有效提高其整體傳熱性能。

傳統(tǒng)上，脈動(dòng)熱管的運(yùn)行無(wú)須借助吸液芯結(jié)構(gòu)，這是其區(qū)別于普通吸液芯熱管的重要特征和優(yōu)勢(shì)所在，但同樣也使其難以很好地繼承傳統(tǒng)熱管的若干優(yōu)點(diǎn)，如水平或反重力運(yùn)行和整體更好的均溫性。因此，如果能夠在脈動(dòng)熱管中引入部分傳統(tǒng)熱管的有益元素，對(duì)提高其傳熱性能以及傳熱極限都有幫助。Qu等[17]通過建立脈動(dòng)熱管的啟動(dòng)模型指出脈動(dòng)熱管的優(yōu)化設(shè)計(jì)可通過對(duì)壁面粗糙度的加工、形成汽泡尺度的控制和工質(zhì)的匹配選擇等實(shí)現(xiàn)。Xu等[18]模擬研究了脈動(dòng)熱管內(nèi)壁面整體覆蓋顆粒吸液芯結(jié)構(gòu)時(shí)的工質(zhì)運(yùn)動(dòng)和傳熱性能，發(fā)現(xiàn)與光管相比此類脈動(dòng)熱管在潛熱/顯熱傳遞方面均得到有效提高。雖然他們的研究表明使用顆粒吸液芯結(jié)構(gòu)在增強(qiáng)脈動(dòng)熱管傳熱性能方面行之有效，但鑒于該熱管內(nèi)徑較?。ㄍǔ?～5 mm）且需要蛇形彎曲，內(nèi)部引入顆粒吸液芯的實(shí)際制作困難較大，加工成本將大幅提高。因此，為提高脈動(dòng)熱管的傳熱性能并拓展其應(yīng)用領(lǐng)域，有必要尋找或采用其他更為簡(jiǎn)易實(shí)用的吸液芯結(jié)構(gòu)，而微槽道結(jié)構(gòu)就是較好的選擇。1966年，Kemme[19]首次提出微槽道的毛細(xì)作用可使液相工質(zhì)回流，從而實(shí)現(xiàn)吸液芯的功能。槽道式吸液芯二次加工性能良好，在促進(jìn)薄液膜蒸發(fā)方面具有獨(dú)特優(yōu)勢(shì)，使其在傳統(tǒng)熱管領(lǐng)域得到廣泛的應(yīng)用[20-21]。

本工作將螺旋微槽道結(jié)構(gòu)引入脈動(dòng)熱管中，研究比較了豎直和水平放置情況下微槽道脈動(dòng)熱管與傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管的啟動(dòng)和傳熱特性，發(fā)現(xiàn)微槽道結(jié)構(gòu)在降低脈動(dòng)熱管最小啟動(dòng)功率/溫度和傳熱熱阻以及改善熱管水平啟動(dòng)運(yùn)行性能方面都具有明顯效果。

1　實(shí)驗(yàn)裝置及數(shù)據(jù)處理

1.1實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示，主要由回路脈動(dòng)熱管、加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)和測(cè)量裝置4部分組成。所用脈動(dòng)熱管由紫銅管彎曲成型，并經(jīng)三通連接，從而形成具有3個(gè)彎頭的閉合回路，蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段長(zhǎng)度分別為70、230和110 mm。為比較微槽道脈動(dòng)熱管與傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管之間的傳熱性能差異，制作了4個(gè)規(guī)格的脈動(dòng)熱管。表1給出了構(gòu)成這4個(gè)脈動(dòng)熱管的銅毛細(xì)管主要結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)，其中1#、2#和3#熱管為傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管，內(nèi)徑分別為3.4、4.0和4.8 mm；4#熱管為內(nèi)壁面整體帶有螺旋微槽道結(jié)構(gòu)的脈動(dòng)熱管，其內(nèi)壁面局部結(jié)構(gòu)照片如圖2 (a)右所示，溝槽結(jié)構(gòu)沿周向等間隔分布，截面內(nèi)共含有35條軸向螺旋角為18°的微槽道，微槽橫截面大致呈倒梯形結(jié)構(gòu)[圖2 (b)]。

對(duì)于這種具有內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)的微槽道毛細(xì)管，其當(dāng)量直徑可通過式(1)計(jì)算[22]

式中，A為毛細(xì)管內(nèi)部過流橫截面積，α為內(nèi)螺紋的螺旋角，N為齒條數(shù)，S為單個(gè)齒的濕周。

圖1　實(shí)驗(yàn)裝置系統(tǒng)Fig.1　System diagram of experimental apparatus

表1　構(gòu)成脈動(dòng)熱管的銅毛細(xì)管主要結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)Table 1　Structural parameters of smooth and micro-grooved capillary tubes

根據(jù)圖2中的相關(guān)數(shù)據(jù)，可由式（1）計(jì)算得到微槽道脈動(dòng)熱管的內(nèi)部當(dāng)量直徑為2.82 mm。雖然該直徑比表1中其他3個(gè)光管直徑都小，但若去除齒條，則其內(nèi)徑介于2#和3#熱管之間。

如圖1所示，脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段由包裹于一層耐熱絕緣材料中的鎳-鉻合金絲（直徑0.3 mm）均勻纏繞后進(jìn)行加熱，交流電壓依次經(jīng)穩(wěn)壓器和調(diào)壓器施加到加熱絲兩端。熱管的冷凝段被包裹于尺寸480 mm×120 mm×15 mm的冷卻腔內(nèi)，采用恒溫水浴進(jìn)行冷卻，乙二醇水溶液的冷卻溫度設(shè)為25℃，流量值由玻璃轉(zhuǎn)子流量計(jì)控制和測(cè)量。為減少熱管傳熱過程中的漏熱損失，熱管的蒸發(fā)段和絕熱段部位先后包裹覆蓋有玻璃纖維保溫棉和防輻射鋁箔層。脈動(dòng)熱管的不同部位共布置有12個(gè)Omega公司生產(chǎn)的K型熱電偶（精度0.1℃），其具體分布如圖1所示；另外，在冷卻腔的進(jìn)、出口位置各布置有一個(gè)K型熱電偶，用來(lái)獲得冷卻液通過熱管冷凝段前、后的溫度。所有溫度數(shù)據(jù)均通過數(shù)據(jù)采集器（Agilent 34970A）進(jìn)行實(shí)時(shí)采集。

圖2　微槽道銅毛細(xì)管電鏡照片F(xiàn)ig.2　SEM image of micro-grooved tube (e = 0.12 mm，s = 0.25 mm，β=25°，tw= 0.23 mm，tb= 0.16 mm)

脈動(dòng)熱管管內(nèi)工質(zhì)的運(yùn)動(dòng)形式主要以汽/液塞狀流為主，因此要求管內(nèi)徑尺寸不能超過某個(gè)可形成汽/液塞的臨界值，即。由于本實(shí)驗(yàn)中所用脈動(dòng)熱管的內(nèi)徑均較大，為了滿足工作要求，所用工質(zhì)為經(jīng)處理并去除不凝性氣體的去離子水，而且4個(gè)脈動(dòng)熱管的體積充液率均為50%±1%。

1.2數(shù)據(jù)處理

通過計(jì)算脈動(dòng)熱管的壁面平均溫度和傳熱熱阻可獲得其傳熱性能。

脈動(dòng)熱管的傳熱熱阻定義為

式中，Te和Tc分別為脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段和冷凝段壁面溫度的平均值，Qa為脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段的輸入功率。

式中，U和I分別為蒸發(fā)段加熱絲兩端的輸入電壓和通過電流，φ為散熱損失。

穩(wěn)定情況下，脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段向冷凝段的實(shí)際傳熱量等于被冷卻液帶走的熱量，因此熱管的實(shí)際散熱損失近似等于電加熱功率與冷卻液帶走熱量的差值。參照文獻(xiàn)[24]，計(jì)算發(fā)現(xiàn)熱管的散熱損失隨加熱功率提高而下降，基本在6.2%以內(nèi)，因此式（3）中的φ可取為0.062。

實(shí)驗(yàn)中，各主要測(cè)量參數(shù)（如壁面溫度T、加熱絲兩端電壓U和通過電流I等）的不確定度主要由設(shè)備準(zhǔn)確度等級(jí)等引入的測(cè)量誤差uI和重復(fù)性測(cè)量引入的系統(tǒng)隨機(jī)誤差uII兩部分構(gòu)成，綜合考慮兩者后可得到各主要參數(shù)的相對(duì)合成不確定度，即

實(shí)驗(yàn)所用數(shù)字萬(wàn)用表測(cè)量電壓和電流的準(zhǔn)確度分別為±0.8%和±1.0%，綜合考慮熱電偶和數(shù)據(jù)采集器的精度后溫度的測(cè)量準(zhǔn)確度為±0.12℃。參照文獻(xiàn)[24]，結(jié)合以上數(shù)據(jù)，由式（4）可計(jì)算得到熱阻R的相對(duì)不確定度為3.56%。

2　實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1豎直放置

圖3給出了豎直放置(底部加熱)情況下各脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段和冷凝段( T2和T11)在不同加熱功率下的溫度變化情況。與1#、2#和3#傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管相比，4#微槽道脈動(dòng)熱管的最小啟動(dòng)功率明顯下降，分別由4.6 W (1#OHP)、4.5 W (2#OHP) 和4.6 W (3#OHP) 下降至約1.9 W (4#OHP)，而對(duì)應(yīng)的最小啟動(dòng)溫度也分別從約49℃(1#OHP)、42℃(2#OHP)和40℃(3#OHP)下降為約36℃(4#OHP)，表明具有更好的啟動(dòng)性能。

圖3　豎直放置時(shí)1#～4#脈動(dòng)熱管在不同加熱功率下的冷、熱段壁面溫度變化Fig.3　Wall temperature variations with heating power input for 1#—4#OHPs in vertical orientation

圖4和圖5分別給出了豎直放置時(shí)各脈動(dòng)熱管熱阻和蒸發(fā)段平均溫度隨加熱功率的變化情況。從中可以看出，與1#、2#和3#傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管相比，相同加熱功率下4#微槽道脈動(dòng)熱管具有更小的熱阻和蒸發(fā)段壁面溫度，表明在豎直放置、底部加熱時(shí)微槽道結(jié)構(gòu)的引入有利于提高脈動(dòng)熱管的傳熱性能。而且隨加熱功率增加微槽道結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢(shì)更加明顯，當(dāng)加熱功率約為305 W時(shí)4#OHP熱阻為0.056℃·W?1，分別比1#OHP（0.096℃·W?1）、2#OHP（0.087℃·W?1）和3#OHP（0.081℃·W?1）下降了41.7%、35.6%和30.9%，蒸發(fā)段壁面平均溫度則分別下降了12.1、11.8和7.6℃。同時(shí)在高加熱功率下4#OHP的蒸發(fā)段壁面平均溫度上升趨勢(shì)更為平緩，由此可以預(yù)見，隨加熱功率進(jìn)一步增加，4#OHP將具有更高的傳熱極限，即蒸發(fā)段發(fā)生燒干時(shí)對(duì)應(yīng)的加熱功率更高。此外，對(duì)于傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管而言管徑對(duì)其傳熱性能具有重要影響。實(shí)驗(yàn)中，1#、 2#和3#傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管的傳熱性能隨管徑增加而提高，相同充液率下增加內(nèi)徑有利于降低工質(zhì)的流動(dòng)阻力，改善熱管振蕩特性，增強(qiáng)工質(zhì)攜帶熱量的能力，從而提高其整體傳熱性能。

圖4　豎直放置時(shí)各脈動(dòng)熱管熱阻隨加熱功率的變化Fig.4　Thermal resistance versus heating power input of OHPs in vertical orientation

圖5　豎直放置時(shí)各脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段平均溫度隨加熱功率的變化Fig.5　Average evaporator temperature versus heating power input of OHPs in vertical orientation

2.2水平放置

圖6給出了水平放置時(shí)各脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段和冷凝段(T2和T11)在不同加熱功率下的溫度變化情況。因傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管在水平放置時(shí)難以有效運(yùn)行，1#和2#脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段溫度在加熱功率分別為18.1 W和17.8 W時(shí)持續(xù)大幅上升至110℃以上，表現(xiàn)出明顯的“燒干”特征[圖6 (a)和(b)]。其中，雖然2#脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段溫度在上升過程中存在小幅波動(dòng)，表明內(nèi)部工質(zhì)始終存在局部小幅振蕩，但因振幅過小而未能有效抑制溫度不斷提高的狀態(tài)，相比而言其“燒干”過程較1#脈動(dòng)熱管更為緩慢。3#脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段溫度在加熱功率為18.5 W的初始階段也突然出現(xiàn)大幅上升，然后又表現(xiàn)出明顯的大幅波動(dòng)（振幅達(dá)10℃左右）[圖6 (c)]，表明其內(nèi)部工質(zhì)處于“準(zhǔn)靜止-大幅振蕩”交替出現(xiàn)的狀態(tài)[25]。雖然工質(zhì)靜止使熱管蒸發(fā)段存在短時(shí)間的“燒干”現(xiàn)象（溫度大幅上升），但隨振蕩的恢復(fù)溫度又迅速下降。當(dāng)加熱功率提高至24.8 W時(shí)，3#脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段溫度才持續(xù)迅速上升，過渡至完全“燒干”狀態(tài)。

從對(duì)3個(gè)傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管的溫度變化曲線比較可以發(fā)現(xiàn)，雖然它們?cè)谒綘顟B(tài)下的啟動(dòng)效果都較差且往往難以啟動(dòng)，但隨管徑增加啟動(dòng)發(fā)生的可能性也在不斷提高。而對(duì)于4#微槽道脈動(dòng)熱管，在50.2 W加熱功率的初始階段其內(nèi)部工質(zhì)依然保持著良好的脈動(dòng)特性，蒸發(fā)段壁面溫度維持在75℃以下，但這種振蕩具有不穩(wěn)定性，一段時(shí)間后溫度又突然迅速大幅上升，表明因內(nèi)部工質(zhì)振蕩的停滯而迅速造成蒸發(fā)段的“燒干”，從而使傳熱出現(xiàn)惡化。

圖7和圖8分別給出了水平放置時(shí)各脈動(dòng)熱管熱阻和蒸發(fā)段平均溫度隨加熱功率的變化情況。與豎直放置時(shí)類似，微槽道結(jié)構(gòu)的引入顯著提高了脈動(dòng)熱管在水平放置時(shí)的傳熱性能，熱阻和蒸發(fā)段壁面平均溫度均明顯下降，1#、2#和 3#脈動(dòng)熱管的最小熱阻分別為3.88、3.39和 3.21℃·W?1，而4#脈動(dòng)熱管的熱阻在加熱功率為30.6 W時(shí)則降至約1.31℃·W?1（圖7）。因所有傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管在水平放置時(shí)均難以有效運(yùn)行，1#、2#和3#脈動(dòng)熱管分別在加熱功率為18.1、17.8和24.8 W時(shí)出現(xiàn)全面燒干現(xiàn)象[圖6 (a)～(c)]，使其熱阻和蒸發(fā)段平均溫度也在對(duì)應(yīng)加熱功率下大幅提高（分別見圖7和圖8）。但是，4#脈動(dòng)熱管的熱阻則隨加熱功率提高而不斷下降，直至50.2 W時(shí)才出現(xiàn)局部“燒干”現(xiàn)象，總體上表現(xiàn)出明顯的“燒干”延后效果。

圖6　水平放置時(shí)1#～4#脈動(dòng)熱管在不同加熱功率下的冷、熱段壁面溫度變化Fig.6　Wall temperature variation with heating power input for 1#—4#OHPs in horizontal orientation

圖7　水平放置時(shí)各脈動(dòng)熱管熱阻隨加熱功率的變化Fig.7　Thermal resistance versus heating power input of OHPs in horizontal orientation

圖8　水平放置時(shí)各脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段平均溫度隨加熱功率的變化Fig. 8　Average evaporator temperature versus heating power input of OHPs in horizontal orientation

從圖6至圖8可以發(fā)現(xiàn)，一定加熱功率范圍內(nèi)微槽道結(jié)構(gòu)能夠使水平放置的脈動(dòng)熱管有效啟動(dòng)并振蕩運(yùn)行，但傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管則往往無(wú)法啟動(dòng)，因此前者能夠承受更高的加熱功率而不至發(fā)生“燒干”，表現(xiàn)出更高的傳熱極限。雖然增大加熱功率至某個(gè)較大值后微槽道脈動(dòng)熱管也會(huì)因工質(zhì)運(yùn)動(dòng)停滯而出現(xiàn)“燒干”并降低其整體傳熱性能，但這可能與所用脈動(dòng)熱管彎頭數(shù)較少有關(guān)，可以預(yù)見若適當(dāng)增加其彎頭數(shù)量則將表現(xiàn)出比光管更為優(yōu)異的啟動(dòng)和傳熱性能。

2.3傳熱強(qiáng)化原因分析

基于上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，微槽道結(jié)構(gòu)能夠改善脈動(dòng)熱管在豎直和水平放置情況下的啟動(dòng)特性以及管內(nèi)工質(zhì)的振蕩效果，從而提高熱管的整體傳熱性能。圖9給出了微槽道脈動(dòng)熱管運(yùn)行過程中單個(gè)管內(nèi)蒸發(fā)段和冷凝段部分的傳熱示意圖。首先，在脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段，微槽道結(jié)構(gòu)與光滑表面相比可顯著增加管壁單位面積上核態(tài)沸騰的汽化核心數(shù)，增大內(nèi)管壁表面積，使工質(zhì)受熱面積大幅提高（微槽道結(jié)構(gòu)具有內(nèi)肋的功能），因此氣泡的膨脹長(zhǎng)大和聚合過程更為劇烈，利于降低啟動(dòng)溫度[17]和啟動(dòng)功率，并為熱管內(nèi)工質(zhì)的振蕩運(yùn)動(dòng)提供更大的驅(qū)動(dòng)力；在冷凝段，汽相工質(zhì)在壁面發(fā)生凝結(jié)過程中微槽道的尖端凸起同樣會(huì)大幅增加薄液膜面積，液膜的表面張力還可以使尖端上的液膜厚度大大減薄,從而顯著增強(qiáng)冷凝換熱效果。其次，工質(zhì)除了軸向運(yùn)動(dòng)外,螺旋微槽道結(jié)構(gòu)還可以誘導(dǎo)其產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。工質(zhì)流體的旋轉(zhuǎn)以及受近壁處微槽道周期性的擾動(dòng)可使邊界層厚度減薄，并在邊界層內(nèi)產(chǎn)生擾動(dòng)而破壞其穩(wěn)定性，由此顯著減少工質(zhì)與壁面間的換熱熱阻。另外，內(nèi)壁面微槽道結(jié)構(gòu)的毛細(xì)作用還有助于加強(qiáng)冷凝液從冷端向熱端的回流運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)類似普通熱管吸液芯的功能，從而利于實(shí)現(xiàn)脈動(dòng)熱管水平甚至反重力加熱模式下的運(yùn)行，而傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管在彎頭數(shù)量較小情況下難以達(dá)到上述效果。綜上所述，與傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管相比，微槽道脈動(dòng)熱管中工質(zhì)的整體相變傳熱系數(shù)更高，振蕩運(yùn)動(dòng)更為劇烈，顯熱和潛熱兩方面的傳熱能力均可得到提高。

圖9　微槽道脈動(dòng)熱管單個(gè)管內(nèi)冷、熱段傳熱過程Fig.9　Schematic diagram of heat transfer process atevaporation and condensation sections in tube of micro-grooved OHP

3　結(jié)　論

對(duì)微槽道脈動(dòng)熱管（內(nèi)部當(dāng)量直徑2.82 mm）和3個(gè)傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管（內(nèi)徑分別為3.4、4.0和4.8 mm）在豎直和水平放置情況下的啟動(dòng)和傳熱性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)比較研究，主要得到以下結(jié)論。

（1）傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管的傳熱性能與內(nèi)徑密切相關(guān)，以水為工質(zhì)時(shí)內(nèi)徑越大傳熱性能越好；與傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管相比，微槽道脈動(dòng)熱管的最小啟動(dòng)功率和啟動(dòng)溫度均明顯下降。

（2）微槽道結(jié)構(gòu)可以顯著提高脈動(dòng)熱管的顯熱和潛熱傳熱能力，與傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管相比微槽道脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段壁面溫度和傳熱熱阻均顯著下降。

（3）水平放置時(shí)，微槽道脈動(dòng)熱管在一定加熱功率下能夠正常啟動(dòng)運(yùn)行，而傳統(tǒng)光管脈動(dòng)熱管則幾乎完全失效，這與微槽道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生毛細(xì)作用利于冷凝液向蒸發(fā)段回流有關(guān)。但隨著加熱功率的提高，微槽道結(jié)構(gòu)并不能完全抑制水平工況下脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段“燒干”現(xiàn)象的出現(xiàn)，這可能與彎頭數(shù)量過少有關(guān)。

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Start-up and heat transfer performance of micro-grooved oscillating heat pipe

LI Xiaojun1, QU Jian1, HAN Xinyue1, WANG Qian1, LIU Feng2
(1School of Energy and Power Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, Jiangsu, China;2Jiangsu Sunpower Technology Co., Ltd., Nanjing 211112, Jiangsu, China)

Abstract:The start-up and heat transfer performance of a micro-grooved tube oscillating heat pipe (OHP) and three other smooth tube OHPs were experimentally investigated and compared both at vertical and horizontal orientations. Deionized water was used as the working fluid with a volumetric filling ratio of 50%. The internal diameters (IDs) of three smooth tube OHPs were 3.4 mm (1#), 4.0 mm (2#) and 4.8 mm (3#), respectively, and the internal hydraulic diameter of the micro-grooved OHP was about 2.82 mm. The results showed that at the vertical bottom heat mode, the micro-grooved OHP had lower heating power input and average evaporator temperature as compared to other smooth tube OHPs. At a heating power input of about 305 W, the reductions in the thermal resistance of the micro-grooved tube OHP were about 41.7%, 35.6% and 30.9% as compared to that of the 1#, 2#and 3#OHPs, and the corresponding reductions in the evaporator temperature were about 12.1℃,11.8℃ and 7.6℃, respectively. At the horizontal orientation, only the micro-grooved OHP could start up favorably at the relatively low heating power inputs within all these four tested OHPs and indicated better heat transfer performance. According to a qualitative analysis, the heat transfer enhancement of the micro-grooved OHP was mainly attributed to the sensible/latent heat transfer intensification as well as enhanced liquid backflow to the evaporator due to the microgroove-induced capillary action.

Key words:oscillating heat pipe; microgroove; phase change; heat transfer; two-phase flow; capillary action

中圖分類號(hào)：TK 124

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：0438—1157（2016）06—2263—08

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151913

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51576091)；中國(guó)博士后科學(xué)基金特別資助項(xiàng)目（2015T80523)。

Corresponding author:QU Jian, rjqu@mail.ujs.edu.cn