微槽道脈動熱管的啟動及傳熱特性

李孝軍，屈健，韓新月，王謙，劉豐（江蘇大學能源與動力工程學院，江蘇 鎮江 03；江蘇中圣高科技產業有限公司，江蘇 南京 ）

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微槽道脈動熱管的啟動及傳熱特性

李孝軍1，屈健1，韓新月1，王謙1，劉豐2
（1江蘇大學能源與動力工程學院，江蘇 鎮江 212013；2江蘇中圣高科技產業有限公司，江蘇 南京 211112）

摘要：對豎直和水平放置情況下微槽道脈動熱管(當量直徑2.82 mm)的啟動及傳熱性能進行了實驗研究，并與內徑分別為3.4 mm (1#)、4.0 mm (2#)和4.8 mm (3#)的3個光管脈動熱管進行了比較。實驗工質為去離子水，充液率為50%。實驗結果表明，豎直放置（底部加熱）時，微槽道結構可以顯著降低脈動熱管的最小啟動功率和啟動溫度，在約305 W的加熱功率下其熱阻分別比1#、2#和3#光管脈動熱管下降41.7%、35.6%和30.9%，蒸發段壁面平均溫度分別下降12.1、11.8和7.6℃；水平放置時，微槽道脈動熱管在一定加熱功率下能夠正常啟動，光管脈動熱管難以有效運行。使用微槽道結構后，脈動熱管顯熱和潛熱傳熱能力的提高以及微槽道毛細作用利于冷凝液向蒸發段回流可認為是實現熱管傳熱強化的主要原因。

關鍵詞：脈動熱管；微槽道；相變；傳熱；兩相流；毛細作用

2015-12-16收到初稿，2016-03-18收到修改稿。

聯系人：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

脈動熱管（OHP）是由日本學者Akachi[1]提出的一種新型高效傳熱元件，具有結構簡單、成本低廉、傳熱性能突出和環境適用性強等優點，在微電子器件冷卻、余熱回收利用、太陽能集熱等領域展現出很好的應用前景[2]。

提高脈動熱管的傳熱性能是近年來研究關注較多的方面，主要包括使用各種新型工質[3-6]、采用外場有源技術[7-8]、改變加熱方式[9-10]及表面潤濕狀況[11]等途徑。此外，改變脈動熱管結構形式也是一種簡單有效的方法。Khandekar等[12]首先研究了截面形狀對板式脈動熱管傳熱和流動的影響，實驗發現與圓管相比矩形截面角部結構產生的毛細作用可有效減小脈動熱管的傳熱熱阻。曹小林等[13]針對脈動熱管內工質的隨機和間歇流動特點將等徑結構調整為管徑大小間隔分布的形式，使工質在脈動熱管內形成穩定單向運動，從而提高了熱管的傳熱效果。Chien等[14]通過與文獻[13]類似的雙管徑交替變化結構設計實現了脈動熱管在小彎頭數情況下的水平啟動運行。Shang等[15]從增強管內脈動機制和改善流體與管壁間對流換熱過程入手研究了非均勻截面對脈動熱管傳熱性能的影響，實驗發現在一定加熱功率范圍內該結構的脈動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閥的衍生結構，以保證汽/液塞形成定向運動，實驗發現這種結構可使熱管的熱阻下降15%～25%。上述研究主要側重于調整或改變脈動熱管的整體宏觀幾何結構，但由于熱管內壁面和工質的相互作用對其振蕩運動和相變傳熱具有重要影響，可以預見通過調整或改變內壁結構形式也能夠有效提高其整體傳熱性能。

傳統上，脈動熱管的運行無須借助吸液芯結構，這是其區別于普通吸液芯熱管的重要特征和優勢所在，但同樣也使其難以很好地繼承傳統熱管的若干優點，如水平或反重力運行和整體更好的均溫性。因此，如果能夠在脈動熱管中引入部分傳統熱管的有益元素，對提高其傳熱性能以及傳熱極限都有幫助。Qu等[17]通過建立脈動熱管的啟動模型指出脈動熱管的優化設計可通過對壁面粗糙度的加工、形成汽泡尺度的控制和工質的匹配選擇等實現。Xu等[18]模擬研究了脈動熱管內壁面整體覆蓋顆粒吸液芯結構時的工質運動和傳熱性能，發現與光管相比此類脈動熱管在潛熱/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構在增強脈動熱管傳熱性能方面行之有效，但鑒于該熱管內徑較小（通常1～5 mm）且需要蛇形彎曲，內部引入顆粒吸液芯的實際制作困難較大，加工成本將大幅提高。因此，為提高脈動熱管的傳熱性能并拓展其應用領域，有必要尋找或采用其他更為簡易實用的吸液芯結構，而微槽道結構就是較好的選擇。1966年，Kemme[19]首次提出微槽道的毛細作用可使液相工質回流，從而實現吸液芯的功能。槽道式吸液芯二次加工性能良好，在促進薄液膜蒸發方面具有獨特優勢，使其在傳統熱管領域得到廣泛的應用[20-21]。

本工作將螺旋微槽道結構引入脈動熱管中，研究比較了豎直和水平放置情況下微槽道脈動熱管與傳統光管脈動熱管的啟動和傳熱特性，發現微槽道結構在降低脈動熱管最小啟動功率/溫度和傳熱熱阻以及改善熱管水平啟動運行性能方面都具有明顯效果。

1　實驗裝置及數據處理

1.1實驗裝置

實驗裝置如圖1所示，主要由回路脈動熱管、加熱系統、冷卻系統和測量裝置4部分組成。所用脈動熱管由紫銅管彎曲成型，并經三通連接，從而形成具有3個彎頭的閉合回路，蒸發段、絕熱段和冷凝段長度分別為70、230和110 mm。為比較微槽道脈動熱管與傳統光管脈動熱管之間的傳熱性能差異，制作了4個規格的脈動熱管。表1給出了構成這4個脈動熱管的銅毛細管主要結構尺寸參數，其中1#、2#和3#熱管為傳統光管脈動熱管，內徑分別為3.4、4.0和4.8 mm；4#熱管為內壁面整體帶有螺旋微槽道結構的脈動熱管，其內壁面局部結構照片如圖2 (a)右所示，溝槽結構沿周向等間隔分布，截面內共含有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構[圖2 (b)]。

對于這種具有內螺紋結構的微槽道毛細管，其當量直徑可通過式(1)計算[22]

式中，A為毛細管內部過流橫截面積，α為內螺紋的螺旋角，N為齒條數，S為單個齒的濕周。

圖1　實驗裝置系統Fig.1　System diagram of experimental apparatus

表1　構成脈動熱管的銅毛細管主要結構尺寸參數Table 1　Structural parameters of smooth and micro-grooved capillary tubes

根據圖2中的相關數據，可由式（1）計算得到微槽道脈動熱管的內部當量直徑為2.82 mm。雖然該直徑比表1中其他3個光管直徑都小，但若去除齒條，則其內徑介于2#和3#熱管之間。

如圖1所示，脈動熱管的蒸發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）均勻纏繞后進行加熱，交流電壓依次經穩壓器和調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，采用恒溫水浴進行冷卻，乙二醇水溶液的冷卻溫度設為25℃，流量值由玻璃轉子流量計控制和測量。為減少熱管傳熱過程中的漏熱損失，熱管的蒸發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。脈動熱管的不同部位共布置有12個Omega公司生產的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、出口位置各布置有一個K型熱電偶，用來獲得冷卻液通過熱管冷凝段前、后的溫度。所有溫度數據均通過數據采集器（Agilent 34970A）進行實時采集。

圖2　微槽道銅毛細管電鏡照片Fig.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)

脈動熱管管內工質的運動形式主要以汽/液塞狀流為主，因此要求管內徑尺寸不能超過某個可形成汽/液塞的臨界值，即。由于本實驗中所用脈動熱管的內徑均較大，為了滿足工作要求，所用工質為經處理并去除不凝性氣體的去離子水，而且4個脈動熱管的體積充液率均為50%±1%。

1.2數據處理

通過計算脈動熱管的壁面平均溫度和傳熱熱阻可獲得其傳熱性能。

脈動熱管的傳熱熱阻定義為

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

式中，U和I分別為蒸發段加熱絲兩端的輸入電壓和通過電流，φ為散熱損失。

穩定情況下，脈動熱管蒸發段向冷凝段的實際傳熱量等于被冷卻液帶走的熱量，因此熱管的實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[24]，計算發現熱管的散熱損失隨加熱功率提高而下降，基本在6.2%以內，因此式（3）中的φ可取為0.062。

實驗中，各主要測量參數（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備準確度等級等引入的測量誤差uI和重復性測量引入的系統隨機誤差uII兩部分構成，綜合考慮兩者后可得到各主要參數的相對合成不確定度，即

實驗所用數字萬用表測量電壓和電流的準確度分別為±0.8%和±1.0%，綜合考慮熱電偶和數據采集器的精度后溫度的測量準確度為±0.12℃。參照文獻[24]，結合以上數據，由式（4）可計算得到熱阻R的相對不確定度為3.56%。

2　實驗結果及分析

2.1豎直放置

圖3給出了豎直放置(底部加熱)情況下各脈動熱管蒸發段和冷凝段( T2和T11)在不同加熱功率下的溫度變化情況。與1#、2#和3#傳統光管脈動熱管相比，4#微槽道脈動熱管的最小啟動功率明顯下降，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)，而對應的最小啟動溫度也分別從約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性能。

圖3　豎直放置時1#～4#脈動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各脈動熱管熱阻和蒸發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#傳統光管脈動熱管相比，相同加熱功率下4#微槽道脈動熱管具有更小的熱阻和蒸發段壁面溫度，表明在豎直放置、底部加熱時微槽道結構的引入有利于提高脈動熱管的傳熱性能。而且隨加熱功率增加微槽道結構的優勢更加明顯，當加熱功率約為305 W時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%，蒸發段壁面平均溫度則分別下降了12.1、11.8和7.6℃。同時在高加熱功率下4#OHP的蒸發段壁面平均溫度上升趨勢更為平緩，由此可以預見，隨加熱功率進一步增加，4#OHP將具有更高的傳熱極限，即蒸發段發生燒干時對應的加熱功率更高。此外，對于傳統光管脈動熱管而言管徑對其傳熱性能具有重要影響。實驗中，1#、 2#和3#傳統光管脈動熱管的傳熱性能隨管徑增加而提高，相同充液率下增加內徑有利于降低工質的流動阻力，改善熱管振蕩特性，增強工質攜帶熱量的能力，從而提高其整體傳熱性能。

圖4　豎直放置時各脈動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　豎直放置時各脈動熱管蒸發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給出了水平放置時各脈動熱管蒸發段和冷凝段(T2和T11)在不同加熱功率下的溫度變化情況。因傳統光管脈動熱管在水平放置時難以有效運行，1#和2#脈動熱管的蒸發段溫度在加熱功率分別為18.1 W和17.8 W時持續大幅上升至110℃以上，表現出明顯的“燒干”特征[圖6 (a)和(b)]。其中，雖然2#脈動熱管的蒸發段溫度在上升過程中存在小幅波動，表明內部工質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，相比而言其“燒干”過程較1#脈動熱管更為緩慢。3#脈動熱管的蒸發段溫度在加熱功率為18.5 W的初始階段也突然出現大幅上升，然后又表現出明顯的大幅波動（振幅達10℃左右）[圖6 (c)]，表明其內部工質處于“準靜止-大幅振蕩”交替出現的狀態[25]。雖然工質靜止使熱管蒸發段存在短時間的“燒干”現象（溫度大幅上升），但隨振蕩的恢復溫度又迅速下降。當加熱功率提高至24.8 W時，3#脈動熱管的蒸發段溫度才持續迅速上升，過渡至完全“燒干”狀態。

從對3個傳統光管脈動熱管的溫度變化曲線比較可以發現，雖然它們在水平狀態下的啟動效果都較差且往往難以啟動，但隨管徑增加啟動發生的可能性也在不斷提高。而對于4#微槽道脈動熱管，在50.2 W加熱功率的初始階段其內部工質依然保持著良好的脈動特性，蒸發段壁面溫度維持在75℃以下，但這種振蕩具有不穩定性，一段時間后溫度又突然迅速大幅上升，表明因內部工質振蕩的停滯而迅速造成蒸發段的“燒干”，從而使傳熱出現惡化。

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

圖6　水平放置時1#～4#脈動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　水平放置時各脈動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　水平放置時各脈動熱管蒸發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可以發現，一定加熱功率范圍內微槽道結構能夠使水平放置的脈動熱管有效啟動并振蕩運行，但傳統光管脈動熱管則往往無法啟動，因此前者能夠承受更高的加熱功率而不至發生“燒干”，表現出更高的傳熱極限。雖然增大加熱功率至某個較大值后微槽道脈動熱管也會因工質運動停滯而出現“燒干”并降低其整體傳熱性能，但這可能與所用脈動熱管彎頭數較少有關，可以預見若適當增加其彎頭數量則將表現出比光管更為優異的啟動和傳熱性能。

2.3傳熱強化原因分析

基于上述實驗結果可以發現，微槽道結構能夠改善脈動熱管在豎直和水平放置情況下的啟動特性以及管內工質的振蕩效果，從而提高熱管的整體傳熱性能。圖9給出了微槽道脈動熱管運行過程中單個管內蒸發段和冷凝段部分的傳熱示意圖。首先，在脈動熱管的蒸發段，微槽道結構與光滑表面相比可顯著增加管壁單位面積上核態沸騰的汽化核心數，增大內管壁表面積，使工質受熱面積大幅提高（微槽道結構具有內肋的功能），因此氣泡的膨脹長大和聚合過程更為劇烈，利于降低啟動溫度[17]和啟動功率，并為熱管內工質的振蕩運動提供更大的驅動力；在冷凝段，汽相工質在壁面發生凝結過程中微槽道的尖端凸起同樣會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,從而顯著增強冷凝換熱效果。其次，工質除了軸向運動外,螺旋微槽道結構還可以誘導其產生旋轉運動。工質流體的旋轉以及受近壁處微槽道周期性的擾動可使邊界層厚度減薄，并在邊界層內產生擾動而破壞其穩定性，由此顯著減少工質與壁面間的換熱熱阻。另外，內壁面微槽道結構的毛細作用還有助于加強冷凝液從冷端向熱端的回流運動，實現類似普通熱管吸液芯的功能，從而利于實現脈動熱管水平甚至反重力加熱模式下的運行，而傳統光管脈動熱管在彎頭數量較小情況下難以達到上述效果。綜上所述，與傳統光管脈動熱管相比，微槽道脈動熱管中工質的整體相變傳熱系數更高，振蕩運動更為劇烈，顯熱和潛熱兩方面的傳熱能力均可得到提高。

圖9　微槽道脈動熱管單個管內冷、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　論

對微槽道脈動熱管（內部當量直徑2.82 mm）和3個傳統光管脈動熱管（內徑分別為3.4、4.0和4.8 mm）在豎直和水平放置情況下的啟動和傳熱性能進行了實驗比較研究，主要得到以下結論。

（1）傳統光管脈動熱管的傳熱性能與內徑密切相關，以水為工質時內徑越大傳熱性能越好；與傳統光管脈動熱管相比，微槽道脈動熱管的最小啟動功率和啟動溫度均明顯下降。

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

（3）水平放置時，微槽道脈動熱管在一定加熱功率下能夠正常啟動運行，而傳統光管脈動熱管則幾乎完全失效，這與微槽道結構產生毛細作用利于冷凝液向蒸發段回流有關。但隨著加熱功率的提高，微槽道結構并不能完全抑制水平工況下脈動熱管蒸發段“燒干”現象的出現，這可能與彎頭數量過少有關。

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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：TK 124

文獻標志碼：A

文章編號：0438—1157（2016）06—2263—08

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151913

基金項目：國家自然科學基金項目(51576091)；中國博士后科學基金特別資助項目（2015T80523)。

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