鄭銘鑄，諸凱，楊洋，魏杰（天津商業(yè)大學天津市制冷技術重點實驗室，天津 300134）

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研究開發(fā)

強化相變驅(qū)動的環(huán)路熱管蒸發(fā)器可視化實驗臺建立及實驗

鄭銘鑄，諸凱，楊洋，魏杰
（天津商業(yè)大學天津市制冷技術重點實驗室，天津 300134）

摘要：以研究強化相變驅(qū)動的環(huán)路熱管的傳熱機制為目的，設計了一種帶有相變空間的新型結構可視化平板熱管蒸發(fā)器，實驗研究了相變空間高度對熱管蒸發(fā)器啟動時間的影響與加熱功率對其啟動傳熱特性的影響，并觀察了啟動過程中工質(zhì)在相變空間內(nèi)的相變特性。實驗結果：在不同相變空間高度情況下，實驗蒸發(fā)器系統(tǒng)的啟動時間存在明顯差異，當相變空間為1mm時，系統(tǒng)啟動時間較短，工質(zhì)不易出現(xiàn)干涸現(xiàn)象。并且在啟動加熱功率不同時，系統(tǒng)啟動熱阻也不同，更高的加熱功率對應更低的整體熱阻。通過可視化實驗的觀察與分析，為建立環(huán)路熱管相變驅(qū)動機制的可行性研究奠定了基礎，為建立描述這一驅(qū)動機制的數(shù)學模型提供了實驗依據(jù)。

關鍵詞：環(huán)路熱管；相變驅(qū)動；可視化；平板蒸發(fā)器

環(huán)路熱管（loop heat pipe，LHP）是一種利用毛細抽力驅(qū)動工質(zhì)完成循環(huán)流動及熱量傳輸?shù)母咝峥匮b置[1]。最先是被各國運用于航空航天領域[2]，后憑著其傳熱效率高，結構靈活，無需外置動力等優(yōu)勢，逐步被應用于其他各個民用領域[3]。近年來，隨著計算機技術的不斷發(fā)展，高熱流密度電子元器件（以計算機芯片為代表）的散熱成了阻礙其發(fā)展的突出難題，如一個尺寸為60.9cm×76.2cm的服務器模塊熱流密度在2.2W/cm2左右，可以想象未來的設備散熱量將更大[4]。至今，熱管以其特有的傳熱特性與優(yōu)勢，仍被認為是解決電子設備中這一類高熱流密度傳熱問題的有效手段之一[5]。

在環(huán)路熱管幾十年的研究與發(fā)展中，人們對其啟動過程[6]、毛細結構[7]及傳熱特性[8]等很多方面有了較為清晰的認識和理解。對于如何進一步減小循環(huán)阻力，提高LHP傳熱效率，一直以來都是環(huán)路熱管研究的重點。但是，通過強化相變驅(qū)動壓頭來提高其傳熱效率的方法，無論是理論探討還是實驗研究，都鮮有文獻報道。因此，本文基于對環(huán)路熱管相變力驅(qū)動的工作機理和傳熱特點進行了針對性設計與實驗研究，探究新結構對系統(tǒng)啟動時間的影響，并尋找更有利于這一結構啟動的條件。

1 實驗系統(tǒng)設計及實驗過程

1.1 設計理論

環(huán)路熱管根據(jù)驅(qū)動工質(zhì)循環(huán)的動力不同，其基本結構形式可分為3種，即脈動環(huán)路熱管、毛細環(huán)路熱管、重力環(huán)路熱管。隨著環(huán)路熱管傳熱傳質(zhì)驅(qū)動機理的不斷被研究與完善，在傳統(tǒng)經(jīng)典驅(qū)動力理論的基礎上，其新的傳熱傳質(zhì)驅(qū)動機制不斷的被提出和探討。劉偉等[9]采用熱-電比擬方法建立了毛細熱管驅(qū)動壓頭和阻力壓降的模擬回路，提出了毛細環(huán)路熱管的相變驅(qū)動機制，并構建了相應的數(shù)學模型。涂正凱等[10]通過對蒸發(fā)段毛細芯相變界面機理的研究，提出了熱流對毛細抽吸兩項流體回路和回路熱管蒸發(fā)冷凝界面的影響，并由特定蒸發(fā)相變界面條件下，對楊-拉普拉斯方程做出了一定修正，得出毛細半徑與蒸發(fā)溫度以及熱流密度之間的關系式，對毛細環(huán)路熱管的驅(qū)動機制做出新的闡釋。本文基于上述熱管驅(qū)動機制的研究，提出了以強化相變驅(qū)動力來提高熱管傳熱傳質(zhì)能力的新設想。本文所設計的帶有相變空間的熱管蒸發(fā)器，在毛細環(huán)路熱管的基礎上，結合了毛細環(huán)路熱管與脈動環(huán)路熱管的各自優(yōu)點，突出了工質(zhì)相變對齊兩端壓力差的影響，減小了毛細抽力對工質(zhì)循環(huán)的影響，又保證了工質(zhì)流動的單向性。

對于毛細環(huán)路熱管的驅(qū)動機制，眾多研究者[11]認為，其回路系統(tǒng)工質(zhì)的流動驅(qū)動力僅來自于蒸發(fā)器內(nèi)毛細芯的毛細抽力，即系統(tǒng)順利啟動并運行，需滿足公式(1)條件。

其中，ΔPcap是最大毛細抽力，也是唯一的驅(qū)動力項。ΔPt是整個環(huán)路系統(tǒng)的總壓力降，包括三部分：蒸汽流動阻力壓降ΔPv、液體流動阻力壓降ΔPl及重力引起的壓頭變化 ΔPg（可作為動力，也可以是阻力）。最大毛細抽力則由毛細芯的平均有效孔徑rme和其蒸發(fā)相界面的工質(zhì)表面張力 σ決定，根據(jù)楊-拉普拉斯方程得式(2)。

而對于文中強化相變力驅(qū)動的毛細環(huán)路熱管而言，其驅(qū)動機制與毛細熱管傳統(tǒng)理論的主要區(qū)別在于，毛細抽力不再是唯一的驅(qū)動力。相變驅(qū)動壓頭ΔPp將不再是可忽視的一個驅(qū)動因素，即系統(tǒng)運行滿足公式(3)的條件。

其中，相變驅(qū)動壓差ΔPp這一項是由工質(zhì)在蒸發(fā)段蒸發(fā)產(chǎn)生的高壓與冷凝段冷凝產(chǎn)生的壓降而形成的驅(qū)動壓差。這部分驅(qū)動壓差用來克服工質(zhì)流動產(chǎn)生的沿程摩擦阻力及重力等阻力，這與脈動熱管的壓差驅(qū)動機制有類似之處，但是工質(zhì)的流動循環(huán)狀態(tài)更接近于毛細熱管。該系統(tǒng)的工質(zhì)循環(huán)為：從冷凝器冷凝回流的液體進入蒸發(fā)器內(nèi)的吸液芯（低傳熱系數(shù)，疏水型分子篩），吸液芯存儲工質(zhì)并不斷補充相變空間內(nèi)（圖1中的蒸發(fā)腔）的體液工質(zhì)損失，工質(zhì)在相變空間內(nèi)發(fā)生相變。如圖1所示，蒸發(fā)腔位于吸液芯與加熱面之間，這樣就使得熱源不再直接與吸液芯接觸，使吸液芯內(nèi)部工質(zhì)不易發(fā)生相變，吸液芯內(nèi)工質(zhì)很難再相變產(chǎn)生小汽包，從而減少了系統(tǒng)流動阻力與傳熱阻力，達到提高系統(tǒng)傳熱傳質(zhì)能力的目的。因為驅(qū)動工質(zhì)流動主要由相變壓差提供，削弱了毛細抽力的作用，所以該系統(tǒng)在理論上強化了相變壓差作為驅(qū)動力的作用，這里吸液芯表現(xiàn)出了排液阻氣的功能。而本文的實驗系統(tǒng)正是基于這一理論與結構形式所設計的。為了更好地針對這一系統(tǒng)的傳熱特性與傳熱機理進行實驗研究，建立了可視化裝置，由于蒸發(fā)段是這一設計的核心部分，所以建立的實驗臺為其蒸發(fā)段部分，不為包含冷凝段的整個回路系統(tǒng)。

圖1 強化相變驅(qū)動環(huán)路熱管蒸發(fā)器結構示意圖

1.2 實驗系統(tǒng)

由于大部分電子設備的發(fā)熱源或者需要被冷卻的器件表面為平面，因此將實驗系統(tǒng)設計為平板式熱管蒸發(fā)器[12]來進行實驗研究?？梢暬瘜嶒炏到y(tǒng)主要由供液裝置、集液裝置、可視化蒸發(fā)器裝置、模擬CPU熱源裝置、數(shù)據(jù)采集裝置等部分組成，如圖2所示。其中，蒸發(fā)器是實驗系統(tǒng)的主體部分。

圖2 可視化蒸發(fā)器系統(tǒng)示意圖

可視化蒸發(fā)器主要由兩塊銅板、玻璃壁罩及吸液芯構成，以形成相變空間（蒸發(fā)腔）、均壓腔、補償腔等空間，再輔以供液管路和蒸汽管路等連接部件。蒸發(fā)器的壁罩由4塊石英玻璃粘接而成，上下兩端用兩塊紫銅板與其密封形成蒸發(fā)器殼體，并用螺栓緊固。蒸發(fā)器殼體內(nèi)放置吸液芯，吸液芯用膠粘接于玻璃壁面上。粘接高度方向的位置不同，所形成的相變空間也不同，相變空間高度也由此控制。所用的吸液芯采用熱導率較低的疏水型分子篩，其孔隙率在40%～50%左右，平均孔徑100μm以上，厚度為25mm。吸液芯較大的孔徑與較小的熱導率，減小了系統(tǒng)背向?qū)崃颗c流動阻力，使其更接近于設計所要求的排液阻汽功能。模擬CPU熱源裝置則由一塊硅加熱片以及方形銅柱組成，并用直流穩(wěn)壓電源調(diào)節(jié)加熱功率。此外，在蒸發(fā)器底部銅板與模擬熱源銅柱頂部之間設有熱導率為75W/(m·K)的碳纖維材料的熱結合層，并用螺栓將蒸發(fā)器、加熱片以及熱結合層材料一體化固定，實物如圖3所示。

圖3 可視化蒸發(fā)器實物圖

溫度數(shù)據(jù)通過T形熱電偶及相應的巡檢儀（橫河GP10）采集并自動記錄，溫度測點布置位置、編號與巡檢儀通道關系如表1所示。熱電偶T2測量補償腔（即蒸發(fā)器內(nèi)吸液芯上方空間）的溫度，T5測量吸液芯上表面的溫度，T6監(jiān)測供液的溫度，T9測量蒸發(fā)器出口蒸汽溫度，T10～T12測量蒸發(fā)器底部銅板溫度，T13~T16測量模擬CPU熱源的銅柱溫度，測量位置為銅柱豎直方向依次從上至下，并通過其溫度差來計算熱源的有效加熱功率，T18用于監(jiān)測環(huán)境溫度。熱電偶 T1～T12的直徑為0.2mm，T13～T16的直徑為0.1mm，標定后的誤差均為±0.2℃。

表1 溫度測量布置位置與巡檢儀通道編號關系表

1.3 實驗過程

實驗裝置水平放置，供液裝置設置在蒸發(fā)器之上。實驗開始前將工質(zhì)注入供液裝置中，工質(zhì)采用蒸餾水。之后打開閥門，將一定量工質(zhì)存儲于蒸發(fā)器底部相變空間與吸液芯內(nèi)。實驗過程中，蒸發(fā)器底面銅板受熱，使蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)溫度升高，并逐漸在相變空間內(nèi)發(fā)生相變產(chǎn)生蒸氣，由于吸液芯起到了儲液阻氣的作用，使得蒸氣在蒸發(fā)器只能單向流動，聚集于均壓腔，然后從蒸發(fā)器蒸氣管路輸出，到達集液裝置。實驗主要研究該系統(tǒng)的啟動過程，并進行分析與探討。

在啟動實驗過程中，電源加熱功率保持不變，整個實驗過程通過數(shù)據(jù)采集儀進行記錄，并且通過高速攝像對啟動過程中蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象進行監(jiān)測。蒸發(fā)器從接受電源熱量開始到穩(wěn)定運行階段，稱為啟動階段。系統(tǒng)達到穩(wěn)定運行狀態(tài)的標志有兩個：一個是系統(tǒng)的時均溫度穩(wěn)定，另外一個是工質(zhì)的相變界面穩(wěn)定。系統(tǒng)在不同的加熱功率或相變空間高度下，達到穩(wěn)定運行狀態(tài)，將此視為一組實驗。通過數(shù)據(jù)采集儀記錄的數(shù)據(jù)，得到每個實驗組溫度隨時間變化的曲線，并由此計算繪制出熱阻隨時間變化的曲線。

其中熱阻由公式(4)定義。

式中，Te、Tc分別為供液管T6與蒸汽出口T9的溫度。而加熱量Q由公式(5)定義。

式中，A為銅柱的橫截面積。而熱流密度q由公式(6)定義。

式中，d為Tx和Ty兩點測溫點之間的距離；Tx、Ty為T13～T16點處任意兩點的溫度值。

2 實驗結果與分析

2.1 蒸發(fā)腔高度對啟動時間的影響

圖4～圖7分別展示了在加熱功率為113.5W條件下，蒸發(fā)腔高度分別為0、1mm、3mm和5mm時系統(tǒng)啟動實驗過程中溫度隨時間變化的曲線。在溫度隨時間變化關系圖上，依據(jù)蒸氣出口溫度達到穩(wěn)定來判定系統(tǒng)結束了啟動過程并達到穩(wěn)定運行狀態(tài)，而且觀察到此時蒸發(fā)腔中部分飽和液態(tài)工質(zhì)被產(chǎn)生的蒸氣推至均壓腔中，符合上述判斷穩(wěn)定狀態(tài)的條件。由此，得到當蒸發(fā)腔高度為0時，即不存在相變空間，系統(tǒng)啟動時間為 1130s；當蒸發(fā)腔高度為1mm時，系統(tǒng)啟動時間為800s；當蒸發(fā)腔高度為3mm時，系統(tǒng)啟動時間為1170s；當蒸發(fā)腔高度為5mm時，系統(tǒng)啟動時間為750s。數(shù)據(jù)顯示不同的蒸發(fā)腔高度下，系統(tǒng)的啟動時間存在明顯差異。即使判定穩(wěn)定運行狀態(tài)的條件不是最準確的，但是每組實驗所判定的條件標準是一致，而且這里只對啟動時間進行對比，不進行單個啟動時間長短的準確計算。這就表明不同的蒸發(fā)腔高度對啟動運行時間具有較大的影響。當蒸發(fā)腔高度為1mm與5mm時，其系統(tǒng)啟動時間比不存相變空間的要少很多，說明合理的相變空間有利于系統(tǒng)的啟動。通過可視化實驗觀察對比蒸發(fā)腔高度1mm與5mm兩種情況，發(fā)現(xiàn)蒸發(fā)腔在 5mm時，相變空間內(nèi)工質(zhì)容易出現(xiàn)工質(zhì)過快干涸現(xiàn)象，導致底板溫度急劇上升，這可能是由于相變空間內(nèi)蒸氣過多，壓力過大造成吸液芯內(nèi)工質(zhì)難以滴落。而蒸發(fā)腔高度在1mm時，則不易出現(xiàn)工質(zhì)過快干涸，工質(zhì)過熱的現(xiàn)象，所以蒸發(fā)腔高度不宜過大。

圖4 蒸發(fā)腔高為0、加熱功率為113.5W時啟動溫度曲線

圖5 蒸發(fā)腔高為1mm、加熱功率為113.5W時啟動溫度曲線

圖6 蒸發(fā)腔高為3mm、加熱功率為113.5W時啟動溫度曲線

圖7 蒸發(fā)腔高為5mm、加熱功率為113.5W時啟動溫度曲線

2.2 加熱功率對熱阻的影響

圖8～圖11分別展示了在蒸發(fā)腔高度為1mm時，加熱功率分別為 58.5W、113.5W、147.5W和201.1W 下系統(tǒng)運行工程中蒸發(fā)器熱阻隨時間變化的曲線。從圖8～圖11中可以看出，隨著時間的推移，加熱功率逐漸上升并達到穩(wěn)定，在此過程中蒸發(fā)器熱阻先是增大，然后逐漸降低并趨于一個穩(wěn)定數(shù)值。分析原因可知，在加熱開始時，蒸發(fā)器底板與蒸氣出口溫差是由零逐漸緩慢增大的，而加熱功率很快便達到一個較大的值。同時可以看出，此過程中底板與蒸氣出口溫差增長速度小于功率增長速度，因此剛開始時熱阻增長較快。當蒸氣出口溫度產(chǎn)生波動時，熱阻也隨之產(chǎn)生波動，這是由于溫差在劇烈波動的同時，加熱功率波動卻相對較弱。還可以看出，加熱功率越小波動情況越嚴重。隨著運行逐漸達到穩(wěn)定狀態(tài)，底板與蒸氣出口溫差逐漸減小，而加熱功率逐漸達到設定值并且維持相對穩(wěn)定狀態(tài)，因此蒸發(fā)器熱阻逐漸減小并逐漸趨于一個固定值。此外，隨著加熱功率的增加，蒸發(fā)器熱阻波動的時間越來越短，達到穩(wěn)定值所需的時間也越來越短，蒸發(fā)器在波動過程中的最大熱阻值也越來越低。這也側(cè)面印證了環(huán)路熱管蒸發(fā)器在低負荷時啟動不穩(wěn)定的現(xiàn)象，而較高的加熱負荷有利于環(huán)路熱管快速穩(wěn)定的啟動。因此，可得出，最終加熱功率為58.5W時蒸發(fā)器熱阻穩(wěn)定在0.173℃/W，加熱功率為113.5W時蒸發(fā)器熱阻穩(wěn)定在0.071℃/W，加熱功率為174.5W時蒸發(fā)器熱阻穩(wěn)定在0.067℃/W，加熱功率為201.1W時蒸發(fā)器熱阻穩(wěn)定在0.066℃/W。其中蒸發(fā)器熱阻穩(wěn)定之后出現(xiàn)小的波動是由于加熱功率波動所導致的。

與傳統(tǒng)毛細環(huán)路熱管相似，以強化相變力驅(qū)動的環(huán)路熱管能否經(jīng)過啟動階段順利達到穩(wěn)定運行，與加熱功率有直接的關系。存在一個最小加熱功率能使其達到穩(wěn)定運行狀態(tài)，如果加熱功率小于這個值，則系統(tǒng)不能順利啟動，一旦達到或者超過這個值系統(tǒng)就能達到穩(wěn)定運行狀態(tài)。

2.3 工質(zhì)的可視化

圖8 蒸發(fā)腔高為1mm、加熱功率為58.5W時熱阻曲線

圖11 蒸發(fā)腔高為1mm、加熱功率為201.5W時熱阻曲線

在啟動階段，如果加熱功率不夠大，那么蒸發(fā)腔內(nèi)液體不發(fā)生明顯變化，只在玻璃壁上出現(xiàn)凝結的液珠，液體無法變?yōu)檎魵馔ㄟ^蒸發(fā)器進入集液裝置；如果加大功率，足夠使得液體達到沸點，相變空間內(nèi)將出現(xiàn)池沸騰現(xiàn)象；如果繼續(xù)加大功率，達到啟動功率，則系統(tǒng)順利到達穩(wěn)定運行狀態(tài)。如果加熱功率過大，蒸發(fā)腔內(nèi)的液體將快速被蒸發(fā)干，而吸液芯內(nèi)的工質(zhì)來不及補充，將會使蒸發(fā)腔內(nèi)充滿蒸汽，底部銅板溫度急劇上升。如果系統(tǒng)能夠達到穩(wěn)定狀態(tài)，相變空間內(nèi)充滿蒸汽，將吸液芯內(nèi)液態(tài)工質(zhì)與相變空間內(nèi)液態(tài)工質(zhì)相對分離開來，同時進入蒸發(fā)器的液體工質(zhì)量與排出的氣體量相當，使相變空間內(nèi)工質(zhì)保持較為穩(wěn)定狀態(tài)，如圖12所示。而且觀察到系統(tǒng)穩(wěn)定運行狀況的出現(xiàn)不僅與加熱功率和進液量有關，與蒸發(fā)腔的高度也有密切關系。蒸發(fā)腔高度過小，會造成吸液芯內(nèi)工質(zhì)與銅板無法分離的情況；而蒸發(fā)腔高度過大，會造成蒸發(fā)腔內(nèi)壓力過大，使得工質(zhì)無法滴落的情況。因此適合的蒸發(fā)腔高度與相應加熱功率的選擇是強化相變力驅(qū)動的環(huán)路熱管穩(wěn)定運行的重要條件之一。

圖12 系統(tǒng)穩(wěn)定運行時，工質(zhì)滴落過程

3 結 論

本文設計的強化相變力驅(qū)動的環(huán)路熱管，是對毛細環(huán)路熱管的傳熱機制所進行的重新審視，突出了相變力驅(qū)動壓頭是不可忽視的一個驅(qū)動力?？梢暬瘜嶒炑b置的建立，使熱管蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)流動變化的傳熱特征可進行可視化研究，研究了蒸發(fā)腔高度、加熱功率等對系統(tǒng)啟動和傳熱性能的影響，得出以下結論。

（1）所設計的相變空間結構對系統(tǒng)的啟動產(chǎn)生了有利的影響。

（2）較高的加熱功率有利于所設計的實驗系統(tǒng)的啟動傳熱性能。

（3）觀察了實驗啟動過程中蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)的相變傳質(zhì)過程，得出蒸發(fā)腔高度與相應加熱功率對系統(tǒng)的運行有重要影響。

（4）實驗對建立閉合環(huán)路熱管相變驅(qū)動機制的可行性研究奠定了實驗基礎，并為建立描述這一驅(qū)動機制的數(shù)學模型提供了實驗依據(jù)。

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第一作者：鄭銘鑄（1987—），男，碩士研究生，研究方向熱管冷卻技術。E-mail zhengmingzhu1987@126.com。聯(lián)系人：諸凱，教授，博士生導師，研究方向為傳熱傳質(zhì)過程機理及生物傳熱研究。E-mail zhukai210@tju.edu.cn。

中圖分類號：TB 3

文獻標志碼：A

文章編號：1000-6613（2016）07-1969-06

DOI：10.16085/j.issn.1000-6613.2016.07.005

收稿日期：2015-11-13；修改稿日期：2015-12-20。

基金項目：國家自然科學基金項目（51376137）。

Design of loop heat pipes experimental rig for phase change driving force and visual experiment

ZHENG Mingzhu，ZHU Kai，YANG Yang，WEI Jie
（Tianjin Key Laboratory of Refrigeration Technology，Tianjin University of Commerce，Tianjin 300134，China）

Abstract：To study the driving force of loop heat pipe，a new visual evaporator of flat loop heat pipe was established with phase change space which was used to observe the change of working fluid in the experimental process.One of the main experiments was to study the effect of height of phase change space on starting-time，and the other was to study the effect of heating power on thermal resistance of system.Results showed that the staring-time is not constant in the different height of phase change space，and the same to the thermal resistance of system in different heating powers.When the height of phase change space is 1mm，the starting-time is short and the working fluid cannot be dried up easily.The present study provides a basis for the establishment of closed system and for the creation of new mathematical model of the driving mechanism.

Key words：loop heat pipe；phase change driving；visualization；flat evaporator