宋天粟， 紀(jì)獻(xiàn)兵*， 張顯明， 藍(lán)代彥， 劉國華， 徐進(jìn)良

(1.華北電力大學(xué)低品位能源多相流與傳熱北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102206； 2.中興通訊股份有限公司， 深圳 518000)

隨著科學(xué)技術(shù)的發(fā)展，尤其是各領(lǐng)域先進(jìn)光電芯片的不斷問世，各種電子設(shè)備的發(fā)熱功率和熱流密度不斷增加，體積不斷縮小，過高的運(yùn)行溫度給電子器件運(yùn)行的穩(wěn)定性和使用壽命帶來了嚴(yán)重挑戰(zhàn)[1-3]，而熱管(heat pipe)作為一種被動(dòng)式相變換熱裝置，在解決電子設(shè)備散熱方面具有優(yōu)良的等溫性、高導(dǎo)熱性、結(jié)構(gòu)緊湊和布置靈活等優(yōu)點(diǎn)[4]，目前已被廣泛應(yīng)用于航空航天、能源動(dòng)力、大數(shù)據(jù)服務(wù)中心等眾多領(lǐng)域[5]。其中，微通道陣列熱管，即由微通道陣列形成的熱管，因其結(jié)構(gòu)簡單、傳熱性能優(yōu)越而被許多學(xué)者所研究。在基礎(chǔ)研究方面，Li等[6]針對不同矩形尺寸的陣列微通道熱管傳熱性能進(jìn)行了對比研究，獲取了結(jié)構(gòu)尺寸對熱性能影響的規(guī)律性。Zhong等[7]設(shè)計(jì)了一種矩形微通道陣列而成的大面積超薄扁平熱管，與傳統(tǒng)鋁板相比，在自然風(fēng)冷和強(qiáng)制水冷的條件下，超薄扁平熱管的總熱阻分別降低74%和57%。吳國強(qiáng)等[8]研究了彎折角度對超薄微槽道平板熱管的傳熱性能影響。此外，基于圓形[9]、Ω形[10]的槽道陣列熱管也表現(xiàn)出較好的傳熱性能。

王宏燕等[11-13]對微通道陣列熱管工作機(jī)理進(jìn)行了理論分析，使用數(shù)值模擬進(jìn)行了計(jì)算，得出了冷凝段內(nèi)部飽和溫度的表達(dá)式，并實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了微通道陣列熱管與均溫板形成散熱裝置能夠較好降低LED燈的結(jié)溫。在太陽能利用方面，Zhu等[14]基于扁平微熱管陣列設(shè)計(jì)了一種新型太陽能空氣加熱器，與傳統(tǒng)平板加熱器相比其熱效率可提高70%。同樣，微通道陣列熱管在太陽能集中熱發(fā)電機(jī)[15]、太陽能集熱器[16]、太陽能PV電池板散熱[17-18]應(yīng)用中也表現(xiàn)出較好的性能。在電池散熱方面，姚程寧等[19]將微通道陣列熱管作為電池?zé)峁芾韨鳠嵩c燒結(jié)熱管組進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)微通道陣列熱管具有顯著的降溫、均溫的優(yōu)點(diǎn)。在電池穩(wěn)定和瞬態(tài)工作條件下，實(shí)驗(yàn)[20]和模擬[21-22]均表現(xiàn)出微通道陣列熱管對溫度控制的有效性。

近年來，隨著人們對輕質(zhì)散熱器的需求，鋁制熱管得到了重點(diǎn)關(guān)注，而作為鋁制熱管相容的工質(zhì)大部分是有機(jī)工質(zhì)，其表面張力較小，因此其結(jié)構(gòu)對微通道陣列熱管傳熱性能有著顯著的影響[23]。從上述有關(guān)論述可知，目前大多微通道陣列熱管采用矩形槽結(jié)構(gòu)，而由Young-Laplace公式可知，微槽道毛細(xì)力與其有效毛細(xì)半徑有關(guān)，且V形溝槽毛細(xì)力要遠(yuǎn)大于矩形溝槽[24]。因此利用V形溝槽提高熱管內(nèi)傳熱面積的同時(shí)，可最大限度地提高工質(zhì)毛細(xì)力，對強(qiáng)化微通道陣列熱管傳熱具有重要意義。

因此在考慮工質(zhì)與鋁質(zhì)材料相容性后，現(xiàn)篩選出R1336mzz(Z)、HFC4310mee與丙酮作為實(shí)驗(yàn)對象，以基于V形微槽的微通道陣列熱管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，研究不同工質(zhì)、充液比及傾角對熱管傳熱性能的影響，為強(qiáng)化微通道陣列鋁熱管的傳熱性能給予指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

如圖1所示，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)三部分組成。其中加熱系統(tǒng)中含有兩片高溫陶瓷加熱片作為模擬熱源，其加熱面積為35 mm×40 mm，阻值為11.5 Ω，加熱功率由調(diào)壓器進(jìn)行調(diào)節(jié)并通過數(shù)字功率計(jì)顯示；在冷卻系統(tǒng)中，冷凝端利用亞克力板拼裝成循環(huán)水冷卻腔，并與低溫恒溫水槽、蠕動(dòng)泵等連接形成循環(huán)回路。為避免局部熱量聚集，采用逆流冷卻方式，冷卻水入口溫度為25.0 ℃，流量為100 mL/min；實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)各測點(diǎn)溫度通過K型熱電偶進(jìn)行測量，連接Agilent34970A數(shù)據(jù)采集器進(jìn)行采集，并保存至計(jì)算機(jī)。為獲取熱管詳細(xì)溫度值，利用熱電偶焊機(jī)將K型熱電偶沿?zé)峁茌S向?qū)ΨQ進(jìn)行焊接。溫度測點(diǎn)分布如圖2(a)所示，其中T1～T9測點(diǎn)位于蒸發(fā)端，T10～T15測點(diǎn)在絕熱端，T16～T21測點(diǎn)在冷凝端，T22和T23測點(diǎn)分別在冷卻水進(jìn)、出管中心處，測量進(jìn)、出口水溫，共計(jì)23個(gè)測溫點(diǎn)。實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度維持在22 ℃。為減少接觸熱阻，在加熱片與熱管之間均勻涂抹導(dǎo)熱硅脂并保持緊密接觸。

1為熱管主體；2為陶瓷加熱片；3為亞克力腔體；4為蠕動(dòng)泵；5為低 溫恒溫水槽；6為調(diào)壓器；7為功率計(jì)；8為數(shù)據(jù)采集器；9為計(jì)算機(jī)圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental system

1.2 實(shí)驗(yàn)段

微通道陣列熱管材料為3003型鋁合金，采用熱擠壓成型技術(shù)制造。熱管整體長度為455 mm，其中蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段長度分別為100 mm、252 mm和100 mm。圖2(b)為熱管剖面，截面尺寸為40 mm×5 mm，內(nèi)部由7個(gè)平行獨(dú)立通道組合而成，

圖2 測溫點(diǎn)分布和微通道橫截面Fig.2 Temperature measurement point distribution and microchannel cross-section

單個(gè)通道內(nèi)擁有20個(gè)V形微齒，齒的高度和齒間距均為0.5 mm，它們不僅能夠增大熱管內(nèi)部與工質(zhì)的換熱面積，且微齒間形成V形槽道可提供較強(qiáng)毛細(xì)驅(qū)動(dòng)力。

封裝前將熱管放入超聲波振蕩器中依次使用丙酮、乙醇、去離子水震蕩清洗10 min，充分去除微通道內(nèi)表面上的污漬，隨后按照抽真空、充工質(zhì)、鉗密封步驟進(jìn)行封裝。最后將熱管固定于可旋轉(zhuǎn)支架上(定義熱管軸向與水平方向形成的夾角為傾角θ)，使θ可在0～90°范圍內(nèi)調(diào)節(jié)，進(jìn)而測試熱管在不同傾角下的傳熱性能。為減少與外界的散熱損失，熱管蒸發(fā)段與絕熱段外側(cè)用10 mm厚度的保溫棉緊密包裹。

1.3 數(shù)據(jù)處理

工質(zhì)充液比計(jì)算公式為

(1)

式(1)中：Vf為充入工質(zhì)體積；V為熱管內(nèi)空間體積。

蒸發(fā)段溫度Te、冷凝段溫度Tc分別為各段的平均溫度，即

(2)

式(2)中：Ti為熱管不同測點(diǎn)的溫度。

等效導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算表達(dá)式為

(3)

式(3)中：A為熱管的橫截面積；Leff為有效長度。實(shí)驗(yàn)結(jié)果可用均方差來反映熱管蒸發(fā)端的溫度均勻性。

(4)

等效傳熱系數(shù)的不確定度的計(jì)算公式為

(5)

在實(shí)驗(yàn)中溫度誤差和功率的不確定度分別為0.3 ℃和0.5%，根據(jù)式(5)可計(jì)算出等效導(dǎo)熱系數(shù)的不確定度，為4.8%。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 充液比的影響

為保證熱管能夠在最佳狀態(tài)下運(yùn)行，首先以R1336mzz(Z)工質(zhì)為對象，在θ=90°時(shí)，對不同充液比熱管的傳熱性能進(jìn)行了研究。實(shí)驗(yàn)過程中，加熱功率可在0～200 W范圍內(nèi)調(diào)節(jié)，為避免陶瓷加熱片功率過載，控制蒸發(fā)段溫度不超過80 ℃。圖3顯示了在不同充液比下，蒸發(fā)端溫度及溫度不均勻性隨加熱功率的變化曲線。從圖3(a)可知，過低或過高的充液比都會(huì)對熱管傳熱性能帶來不利影響，當(dāng)充液比較小時(shí)(如5.8%)，隨加熱功率的增大，蒸發(fā)段溫度不斷升高，一旦過少的工質(zhì)不足以帶走輸入熱量時(shí)，工質(zhì)將無法順利完成從蒸發(fā)段到冷凝段的工作循環(huán)，蒸發(fā)端內(nèi)出現(xiàn)局部干涸，如加熱功率達(dá)到60 W時(shí)，蒸發(fā)端溫度飛升。而當(dāng)充液比達(dá)到46.5%時(shí)，大量液體工質(zhì)滯留在熱管底部，蒸發(fā)熱阻較大，在同樣的加熱功率下蒸發(fā)端的溫度較高。同時(shí)，較高的充液比會(huì)導(dǎo)致工質(zhì)附著于冷凝段，阻礙了蒸汽冷凝散熱，進(jìn)一步降低了熱管的傳熱性能。圖3(b)展示了溫度均勻性隨加熱功率的變化情況，發(fā)現(xiàn)隨著充液比的增加，蒸發(fā)端溫度均勻性越好，原因是蒸發(fā)端內(nèi)滯留的工質(zhì)可為溫度波動(dòng)提供足夠緩沖，避免了局部過熱。而隨著加熱功率的增加，溫度均勻性逐漸變差，當(dāng)充液比為11.6%、23.2%時(shí)，溫度均勻性在功率100 W后發(fā)生波動(dòng)，原因是較高功率下蒸發(fā)端內(nèi)發(fā)生沸騰換熱時(shí)產(chǎn)生大量氣泡。根據(jù)氣泡脫離直徑方程[25]，即

(6)

式(6)中：Db為氣泡的脫離直徑；αc為固液接觸角；σ為工質(zhì)表面張力；ρl、ρv分別為液體、蒸汽密度；g為重力加速度?？芍赩形槽內(nèi)產(chǎn)生氣泡直徑與工質(zhì)的表面張力大小成正比，氣泡直徑越大越容易誘

圖3 蒸發(fā)段溫度和溫度不均勻性隨加熱功率的變化Fig.3 The temperature and the temperature inhomogeneity of the evaporation section vary with the heating power

導(dǎo)氣泡合并，導(dǎo)致氣泡脫離時(shí)不僅對蒸發(fā)端工質(zhì)分布造成擾動(dòng)，還阻礙了冷凝液的回流。因R1336mzz(Z)具有較小的表面張力則避免了這一現(xiàn)象，改善了蒸發(fā)端溫度分布。但隨功率繼續(xù)增加，汽化潛熱過小、導(dǎo)熱系數(shù)較低的劣勢凸顯，導(dǎo)致均勻性驟降。在綜合考慮蒸發(fā)端溫度和均勻性的情況下，認(rèn)為本文實(shí)驗(yàn)的微通道陣列熱管最佳充液比為23.2%，在此充液比下工質(zhì)既可及時(shí)為蒸發(fā)段補(bǔ)液，又能充分在冷凝段放熱，使熱管內(nèi)形成良好循環(huán)，工作性能最佳。

2.2 傾角的影響

為研究傾角對熱管傳熱性能的影響，以充液比23.2%，在θ=0°、15°、30°、45°、60°、90° 5種傾角下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。圖4描繪了蒸發(fā)段溫度隨加熱功率的變化情況，可發(fā)現(xiàn)在θ=0°時(shí)，隨加熱功率的增加，熱管蒸發(fā)段溫度上升最快，在加熱功率達(dá)到140 W時(shí)，蒸發(fā)段溫度已達(dá)到76.2 ℃。當(dāng)θ在45°～90°時(shí)，溫度上升速度較慢，相同功率下不同傾角間蒸發(fā)端溫差最大值0.74 ℃，溫度曲線幾乎重合。這說明當(dāng)θ在45°～90°時(shí)，傾角對熱管的傳熱影響很小，而在0～45°時(shí)，傾角的影響較大。

目前，較多文獻(xiàn)已證明傾角對熱管傳熱性能具有顯著的影響，但是由于熱管形狀和毛細(xì)芯結(jié)構(gòu)的不同，目前對熱管運(yùn)行的最佳傾角并沒有一個(gè)明確定論。對此，參考工況最為相近的矩形槽微通道陣列熱管[26]，其結(jié)論在充液比不改變的情況下，θ=90°時(shí)為熱管工作最佳傾角，原因在于熱管工作時(shí)，內(nèi)部工質(zhì)循環(huán)受到重力，浮力和毛細(xì)力等共同作用，冷凝液在重力作用下回流至蒸發(fā)段，同時(shí)浮力可促進(jìn)蒸汽更快地到達(dá)冷凝段。但本次實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)傾角從90°減少至45°時(shí)，雖然重力和浮力作用不斷減弱，但熱管性能并沒有因此變差。主要原因是V形槽結(jié)構(gòu)可減緩重力作用弱化而帶來的不利影響，其產(chǎn)生的毛細(xì)力能夠加快冷凝液的回流速度，避免冷凝端液膜厚度的增加，提高冷凝傳熱系數(shù)，從而彌補(bǔ)了熱管在傾角45°～90°范圍間工作性能的差異，使得在此傾角范圍內(nèi)傳熱性能最佳。

為了更清晰地了解熱管各段溫度分布，以填充R1336mzz(Z)工質(zhì)熱管為對象，繪制了溫度沿?zé)峁荛L度方向的變化情況(圖5)。由圖5可知，無論豎直還是水平放置，熱管絕熱段溫度均勻性都較好。而蒸發(fā)段區(qū)域溫度分布不均勻，其中間部位溫度最高，前端溫度最低，隨加熱功率的增加，這種不均勻性有加劇的趨勢。以水平放置為例[圖5(b)]，在加熱功率為120 W時(shí)，蒸發(fā)段中間部位的溫度比前端的高2.3 ℃，這是因?yàn)槔淠涸谖⒉勖?xì)力作用下，通過熱管上、下兩側(cè)回流至蒸發(fā)段，下側(cè)冷凝液主要作用于蒸發(fā)段的前端，上側(cè)冷凝液則匯集后主要作用于蒸發(fā)段的后端，到達(dá)蒸發(fā)段中間部位的冷凝液較少，因此蒸發(fā)段中部溫度最高。

圖4 蒸發(fā)段溫度隨加熱功率的變化Fig.4 The temperature of the evaporation section changes with the heating power

L為各測溫點(diǎn)距蒸發(fā)段起始端的軸向距離圖5 溫度沿軸向的變化Fig.5 Changes in temperature along the axis

2.3 工質(zhì)的影響

本實(shí)驗(yàn)中，選擇在θ=90°和0°這兩個(gè)特殊的角度下對3種工質(zhì)進(jìn)行了測試(這兩個(gè)角度是熱管在實(shí)際應(yīng)用中最為常用的角度)。由圖6(a)可知，在θ=90°時(shí)，等效導(dǎo)熱系數(shù)隨加熱功率的增大而增大。當(dāng)加熱功率在10～180 W時(shí)，工質(zhì)為R1336mzz(Z)的熱管具有最大的等效導(dǎo)熱系數(shù)。當(dāng)Q=200 W時(shí)，以R1336mzz(Z)與丙酮為工質(zhì)的熱管的等效導(dǎo)熱系數(shù)分別為34.68、35.67 kW/(m·K)。工質(zhì)為HFC4310mee的熱管傳熱性能最差，在Q=180 W時(shí)達(dá)到最高等效導(dǎo)熱系數(shù)20.32 kW/(m·K)。熱管在運(yùn)行時(shí)利用工質(zhì)相變，完成傳熱循環(huán)，造成3種工質(zhì)傳熱性能差異的主要原因是它們具有不同的熱物性參數(shù)。根據(jù)表1可知，R1336mzz(Z)具有較小的汽化潛熱和沸點(diǎn)，在低加熱功率時(shí)更易發(fā)生汽化，使得熱管較快啟動(dòng)并進(jìn)入循環(huán)狀態(tài)，及時(shí)帶走熱量并降低蒸發(fā)端溫度，表現(xiàn)出較好的傳熱性能。而HFC4310mee沸點(diǎn)較高，導(dǎo)致熱管啟動(dòng)相對滯后，且工質(zhì)較大的黏度使得冷凝液在微槽道內(nèi)流動(dòng)時(shí)摩擦力較大，對循環(huán)傳熱產(chǎn)生不利的影響，熱管傳熱性能下降。

由圖6(b)可知，在θ=0°時(shí)不同工質(zhì)的熱管傳熱性能出現(xiàn)較為明顯的差異，10～120 W范圍內(nèi)，以R1336mzz(Z)為工質(zhì)的熱管仍保持較好的傳熱性能，但在140 W以后，等效傳熱系數(shù)開始下降，而以丙酮為工質(zhì)的熱管繼續(xù)保持隨加熱功率增大的等效傳熱系數(shù)，當(dāng)Q=160 W時(shí)，其等效導(dǎo)熱系數(shù)達(dá)到22.28 kW/(m·K)，表現(xiàn)出較好的穩(wěn)定性。與填充前兩種工質(zhì)的熱管相比，填充HFC4310mee工質(zhì)的熱管在相同功率下，其等效傳熱系數(shù)最小，且在Q=80 W之后便開始下降。上述現(xiàn)象的原因在于熱管位于水平位置時(shí)，其內(nèi)部工質(zhì)的相態(tài)分布對傳熱循環(huán)不利，因此工質(zhì)熱物性對熱管傳熱性能的影響被放大。丙酮因具有較大的汽化潛熱和導(dǎo)熱系數(shù)，相變時(shí)可帶走更多熱量，并且較大的表面張力使得丙酮在蒸發(fā)段內(nèi)分布更加均勻，進(jìn)而較大程度上避免了局部蒸干現(xiàn)象的發(fā)生和壁面溫度的升高，故在水平位置時(shí)，V形槽微通道陣列鋁熱管使用丙酮時(shí)具有最佳的傳熱性能。同時(shí)，從圖6還可以發(fā)現(xiàn)盡管熱管在θ=0°的傳熱性能劣于θ=90°，但加熱功率在100 W時(shí)，HFC4310mee、丙酮、R1336mzz(Z)工質(zhì)的V形槽微通道陣列鋁熱管在水平位置的等效傳熱系數(shù)分別達(dá)到了垂直時(shí)的64.1%、74%、81.8%。以丙酮填充的熱管為例，功率為0～160 W時(shí)，水平位置等效傳熱系數(shù)均可達(dá)到垂直時(shí)的72.5%以上。而如果是矩形槽微通道陣列鋁熱管[26]，其加熱功率為37 W時(shí)，水平位置等效傳熱系數(shù)已不足垂直時(shí)的30%。這說明微通道陣列熱管水平運(yùn)行時(shí)，即使沒有重力輔助作用，熱管通道內(nèi)V形槽所提供的毛細(xì)驅(qū)動(dòng)力也可以及時(shí)為蒸發(fā)段補(bǔ)充液體，冷凝液的快速回流也避免了冷凝段液膜厚度增加而導(dǎo)致無法充分散熱的問題，使工質(zhì)完成良好的傳熱循環(huán)。所以V形槽對于提高微通道陣列熱管在水平位置的傳熱性能具有顯著作用。但是隨加熱功率持續(xù)增加，毛細(xì)極限導(dǎo)致冷凝液回流量不足，傳熱惡化達(dá)到傳熱極限。

表1 物性參數(shù)Table 1 Physical properties parameters

圖6 等效傳熱系數(shù)隨加熱功率的變化Fig.6 The equivalent heat transfer coefficient changes with the heating power

3 結(jié)論

(1)以R1336mzz(Z)為工質(zhì)時(shí)，V形槽微通道陣列鋁熱管具有最佳充液比23.2%，且蒸發(fā)端溫度均勻性隨充液比的增加而得以提高，這歸功于R1336mzz(Z)工質(zhì)具有較小的表面張力，可顯著降低氣泡擾動(dòng)對蒸發(fā)端溫度均勻性的影響。

(2)與矩形槽相比，V形槽由于具有較強(qiáng)的毛細(xì)力，它能夠顯著減緩傾角變小對熱管帶來的不利影響，使熱管在45°～90°范圍內(nèi)受角度的影響較小。即使在水平位置，填充丙酮工質(zhì)的熱管在0～160 W功率運(yùn)行時(shí)，其等效傳熱系數(shù)能達(dá)到垂直時(shí)的72.5%以上。

(3)填充不同工質(zhì)的熱管在θ=90°、0°時(shí)傳熱性能存在較大差異。在θ=90°時(shí)，填充R1336mzz(Z)工質(zhì)的V形槽微通道鋁熱管傳熱性能最佳，最高等效導(dǎo)熱系數(shù)為35.67 kW/(m·K)。而在θ=0時(shí)，填充丙酮的熱管傳熱性能最好，等效導(dǎo)熱系數(shù)最高為22.28 kW/(m·K)。這是因?yàn)镽1336mzz(Z) 較小的汽化潛熱和沸點(diǎn)提高了熱管的啟動(dòng)速度，而丙酮較大的汽化潛熱和導(dǎo)熱系數(shù)則強(qiáng)化了熱管在水平位置時(shí)的傳熱性能。