多蒸發(fā)器低溫回路熱管的運行特性

魯得浦，謝榮建，文佳佳

（1中國科學院大學，北京100049；2中國科學院上海技術物理研究所，上海200083）

空間探測領域依靠紅外探測技術進行深空探測等在軌任務。為避免熱干擾，空間天文紅外望遠鏡等一系列先進探測器均有明確的低溫需求。美國國家航空航天局（NASA）在1990—2002年的10多年時間內大力發(fā)展低溫熱管、低溫毛細泵兩相回路、低溫回路熱管等關鍵技術，積累了大量低溫熱傳輸技術經驗[1]，其中低溫回路熱管（loop heat pipe，LHP）具有傳熱效率高、傳輸距離遠、熱開關、管路柔性等特點，相比已經廣泛應用于空間任務中較為成熟的低溫槽道熱管[2-4]更具應用和發(fā)展前景。同時，伴隨探測器技術的迅速發(fā)展，熱傳輸系統(tǒng)面臨分散分布的探測器陣列以及低溫光學鏡筒等大面積器件冷卻的問題，不再滿足傳統(tǒng)回路熱管點對點的傳輸方式，因而針對多點熱源匹配單點冷源熱傳輸的多蒸發(fā)器回路熱管（multi-evaporator loop heat pipe，MeLHP）應運而生，國內外學者在多蒸發(fā)器回路熱管的結構設計、實驗研究及理論計算仿真上投入大量研究[5]。Maydanik 等[6]最早提出多蒸發(fā)器回路熱管概念，并于1988 年成功研制第一臺丙酮雙蒸發(fā)器回路熱管，引出一大批雙蒸發(fā)器回路熱管樣機的研究。文獻[7-8]介紹了在美國ST8項目中的一種混合式的小型多蒸發(fā)器氨回路熱管，該系統(tǒng)先后實現了雙蒸發(fā)器、四蒸發(fā)器的運行，驗證了更多數量蒸發(fā)器并存于同一回路的可能。國內開展相關研究的有：陳健等[9]設計了多蒸發(fā)器毛細泵回路熱管裝置，劉成志等[10]設計了雙蒸發(fā)器低溫回路熱管。共用回路的多蒸發(fā)器回路熱管在結構上的一對多能夠提高對多點熱源散熱系統(tǒng)的集成度，并且由于其氣耦合特性，各蒸發(fā)器之間有良好的熱分享特性，因而開展多蒸發(fā)器回路熱管運行特性的研究，有助于實現回路熱管應用于多點熱源以及大面積熱源的均溫化、高效熱收集和高效熱傳輸。

1 實驗樣機及流阻分析

1.1 樣機及實驗系統(tǒng)

將相同規(guī)格、批次的三個紫銅蒸發(fā)器通過氣液管線的氣耦合作用并聯連接，三者共用一個冷凝器，作為多蒸發(fā)器回路熱管（MeLHP）的設計結構。其中補償器與蒸發(fā)器采用一體式設計，補償器位于液體管線一側，并聯管線的長度為非均勻布置。其測溫點布置如圖1所示，包含蒸發(fā)器，補償器，氣體、液體管線，冷凝器進出口，管線上設置充裝口用于工質的充裝與排放。根據距離冷凝器的管線長度，由遠至近依次將三個蒸發(fā)器編號為蒸發(fā)器1（E1）、蒸發(fā)器2（E2）和蒸發(fā)器3（E3），設計溫區(qū)為170K，對應工質為乙烷，其基本參數如表1所示。

工質的充裝量以充液率為評判標準確定，充液率定義為設定溫區(qū)下處于飽和狀態(tài)工質的液體體積對回路熱管總容積的占比。充液率、充液量分別由式(1)和式(2)計算。

圖1 MeLHP樣機結構及測溫點布置

表1 MeLHP樣機基本參數

式中，m為工質充裝量為回路內液體質量與氣體質量之和，實際計算中由于氣相密度遠小于液相密度，式(2)最右邊一項可忽略不計。

多蒸發(fā)器并聯的結構下，由于多個支路管線并聯于一個干路管線，每個支路兩端的熱力狀態(tài)始終保持一致，所以在不同工況下，各支路會自發(fā)地調整，產生相互作用，維持兩端熱力狀態(tài)一致。因而相較于單回路的單蒸發(fā)器回路熱管，MeLHP 中每一路蒸發(fā)器在運行過程中會受到其他支路的作用產生復雜的流動，宏觀上體現在管路流量分配上。流量分配方式不同引出了不同的補償器工作模式，圖2為正常工作時MeLHP補償器可能存在的兩種工作狀態(tài)。

多補償器共同工作狀態(tài)下，各補償器均處于未充盈的狀態(tài)，每個補償器完成調節(jié)各自回路壓力的作用；單一補償器工作狀態(tài)下，只有一路補償器處于未充盈狀態(tài)，完成整個回路的調壓作用，其余補償器處于充盈狀態(tài)。控制和影響補償器工作狀態(tài)的因素有兩個方面：一方面受回路結構影響，管路結構決定了各回路流阻差異，因而過冷液回流的流量分配存在不均勻性，決定了穩(wěn)定時各補償器的液位狀態(tài)，屬于被動控制；另一方面受回路熱負載的影響，各回路蒸發(fā)器的加熱功率大小影響各回路蒸發(fā)量的大小，也影響了各回路的流量分配，此時屬于主動控制。

設計MeLHP 充液率時，以單蒸發(fā)器回路熱管充液率0.6 為依據，以兩種不同補償器工作狀態(tài)分別計算得到對應充液率為0.6和0.686，因而實際試驗中選用充液率0.6與0.7作為對照，從充液率角度探討和驗證該MeLHP實際的補償器工作狀態(tài)。

圖2 MeLHP補償器的兩種工作模式

圖3 MeLHP性能測試裝置系統(tǒng)圖

實驗所處溫區(qū)為170K 溫區(qū)，實驗裝置及布置示意如圖3 所示。將MeLHP 置于真空罐內，真空泵系統(tǒng)提供并維持罐內真空度在10-3Pa 以下。MeLHP 冷端冷源由脈管制冷機提供，制冷機冷頭伸入罐內與MeLHP 冷凝器耦合，脈管制冷機具有功率可調的特點，實驗中通過動態(tài)調節(jié)脈管制冷機功率使冷凝器溫度維持在170K 左右。管線測溫采用PT1000 鉑電阻，外接數據采集儀向計算機輸出測溫電信號，每個蒸發(fā)器外殼上粘貼薄膜加熱器，外接直流電源供電。除了采用真空環(huán)境減少對流換熱的隔熱措施外，MeLHP 樣機在進罐前包覆了高反射率、低熱導率的多層絕熱材料（填充滌綸絲網的雙面鍍鋁聚酯薄膜），盡可能地減少回路熱管的漏熱損失。

1.2 管路流阻分析和計算

實驗中由于各回路蒸發(fā)器結構一致，管路布置結構的差異成為影響回路熱管各回路性能的主要因素。并聯管路中，在進出流量守恒的情況下流量分配受結構影響不均勻，為了描述流量分配對各回路的影響，根據流動壓降與工質流量的關系，引入流阻的概念，其表達式如式(3)～式(5)。

式中，n的取值與流動壓降種類相關，計算沿程阻力損失ΔP1和局部阻力損失ΔPj時，n=2。

沿程阻力系數與不同管路結構的局部阻力系數計算由表2給出。其中，對于三通管結構，定義側管支流與主流的流量比為α，相應的直管支流與主流流量比為1-α，相關表達式已根據主支流管路等徑，側管偏角為90°簡化。

而計算毛細芯內液相壓降時，由達西滲透定律可知，此時n=1。如式(6)。

根據實際的管路位置，MeLHP 的流量分配過程示意圖如圖4所示。其中，α1和α2分別為分流點1、2 處的分流比，根據質量守恒，氣線流量分配與液線相同，流量分配比待定的情形下，可根據式(12)表達出管線各處流阻的大小，對應MeLHP并聯管路的流阻網絡圖如圖5所示。

表2 回路熱管內阻力系數計算公式

圖4 MeLHP并聯管路流量分配示意圖

蒸發(fā)器結構尺寸相同的條件下，可假定三個蒸發(fā)器毛細芯抽吸壓力相同，即ΔPcap1= ΔPcap2=ΔPcap3，此時在各支路的匯合點處各支路的壓降相等，即有等式關系如式(7)。

圖5 MeLHP并聯管路流阻網絡圖

表3 MeLHP各回路流阻計算

求解方程組，便可得到α1和α2的值分別為0.463和0.385，進而可以判斷各個回路的總流阻大小，計算結果如表3所示。

由計算結果可以看出，n=1時，由于三個蒸發(fā)器毛細芯有相同的滲透率、孔徑，因而E1、E2、E3的毛細芯滲透阻力相等；n=2時，由于管路結構差異導致了沿程阻力與局部阻力的差異，三個回路的流阻大小關系為R2＞R1＞R3。

2 實驗過程與討論

2.1 單蒸發(fā)器回路熱管性能測試

為了客觀描述多蒸發(fā)器回路熱管在管路并聯后的運行特性，同時保證裝配于MeLHP 的各個蒸發(fā)器性能良好且一致，在MeLHP 裝配試驗前對每個蒸發(fā)器裝于單蒸發(fā)器回路中進行性能測試，并保證單蒸發(fā)器回路中氣液管線與設計MeLHP 各蒸發(fā)器管線的平均長度相一致，充液率取為0.6，實驗結果表明，各蒸發(fā)器于單回路中性能表現良好且規(guī)律一致，可看作為相同的蒸發(fā)器。

圖6為蒸發(fā)器E1的加熱過程曲線，可以看到，隨著加熱功率的變化，回路熱管冷熱端溫差經歷下降后上升。低功率下由于蒸發(fā)量少，熱管內工質未形成連續(xù)穩(wěn)定的循環(huán)，因而此時功率加大促進了管內工質流動，溫差會變小，功率達到30W 時溫差最小為11.6K，繼續(xù)加大功率后，溫差逐步增大，直至加熱60W 時熱管失效燒干。三個蒸發(fā)器經測試傳熱極限均達到了50W，30W 時熱阻均達到最小，蒸發(fā)器E1、E2、E3的熱阻大小分別為0.38K/W、0.41K/W、0.46K/W。

圖6 單蒸發(fā)器回路熱管運行曲線

2.2 MeLHP單蒸發(fā)器加熱

將測試好的三個蒸發(fā)器按設計并聯接入MeLHP 回路，首先對MeLHP 進行單蒸發(fā)器加熱實驗。該MeLHP 樣機在單蒸發(fā)器加熱條件下三蒸發(fā)器能夠共同啟動直至穩(wěn)定，實驗對不同加熱功率大小、不同蒸發(fā)器加熱條件進行性能測試，各工況下調節(jié)脈管制冷機功率使其冷端溫度維持在170K 穩(wěn)定。圖7將不同蒸發(fā)器加熱15W的穩(wěn)定狀態(tài)歸于同個坐標系上對比。

圖7 MeLHP單蒸發(fā)器加熱過程運行曲線（充液率0.6）

以三蒸發(fā)器同時加熱5W的方式啟動，穩(wěn)定后調整加熱功率，將15W 加在E1 上，發(fā)現三蒸發(fā)器曲線由重合開始分離，E1、E2 溫度曲線上升，E3溫度曲線下降，隨后維持平衡的啟動狀態(tài)，E1 和E2維持溫度一致。而將15W加在E3上，可發(fā)現三個蒸發(fā)器溫度曲線能夠很好地重合，E1、E2、E3同時維持溫度一致，此時可以看到同單蒸發(fā)器回路熱管一致的氣體管線溫度高于蒸發(fā)器溫度的現象。當對E2單獨加熱15W時，E2很快單獨失效，同時E1、E3 略微下降的同時處于工況切換前的溫度狀態(tài)，不受E2 加熱影響；單獨加熱情形下平衡狀態(tài)數據如表4，其中MeLHP的熱阻定義為各蒸發(fā)器與冷凝器的平均溫差與總加熱功率的比值，蒸發(fā)器間最大溫差用于表示蒸發(fā)器間的溫度均勻性。

由于并聯環(huán)路的特性，各個蒸發(fā)器回路兩端的壓降相等，流阻大小決定了流量分配大小。三個工況的總加熱功率一定，穩(wěn)定狀態(tài)下工質的蒸發(fā)量一致，回路內總流量一致。同樣熱負載施加在不同的蒸發(fā)器上，由于各回路分流不同導致受熱蒸發(fā)器內吸液芯潤濕程度不同，流阻高、回流量少的回路表現為蒸發(fā)量不足，為了維持相同加熱功率的耗散，多余熱量使氣體過熱度增加，導致溫度偏高。嚴重情況下，產生的過熱氣體阻塞毛細芯阻止流體通過，導致該回路燒干失效。高流阻、流量少的回路相變換熱量少，相同加熱功率下蒸汽過熱度較高，即測點溫度高。因而控制變量條件下溫差大小與失效與否可作為評判三個蒸發(fā)器相對流阻大小的判據。從表4 中可以看出，較之于E2 單獨加熱時的失效以及E1單獨加熱的平衡狀態(tài)數據，E3單獨加熱15W 時的溫差更小，實驗現象可判斷各回路流阻大小有R2＞R1＞R3。該結論與1.2 節(jié)中的計算結果相吻合。

表4 MeLHP單蒸發(fā)器加熱15W的穩(wěn)態(tài)運行特性（充液率0.6）

可以看出，對流阻最大的E2 加熱，E2 失效，而對E1、E3 沒有影響；而對流阻偏小的E1 加熱，E2 會由于E1 的加熱而升溫，其溫度曲線與E1 重合，而對E3 沒有影響；最后對流阻最小的E3 加熱，發(fā)現E1、E2 都會隨著E3 的溫度變化而變化。這說明在MeLHP 中，熱分享特性具有方向性，單獨加熱單一蒸發(fā)器情形下，熱負荷加載于流阻最高回路容易導致失效，加載于流阻最低回路可使三個蒸發(fā)器維持良好均溫性，加載于流阻適中的回路時，該回路與高流阻回路維持良好均溫，低流阻回路溫度低于該回路。熱分享性的方向性從溫差大小上表現為：低流阻向高流阻分享為有效，高流阻向低流阻分享為無效。

另外，在MeLHP高流阻回路E2的失效功率為15W，遠遠低于E2 在單蒸發(fā)器回路熱管所測得的60W 失效功率。這說明正常液位高度下E2 補償器可滿足蒸發(fā)器50W 加熱功率下的液體補償，而在MeLHP 中，補償器所處液位已無法滿足15W 的補液需求。在整體充液率0.6 的條件下，說明大部分液體聚集在了其他補償器中。在流量不均勻分配下，高流阻的E2 流量分配較少，在一定加熱功率下，回流液更多地回流至E1、E3 中，直至充滿E1、E3補償器后才達到穩(wěn)定狀態(tài)，此時E2補償器液位很低，導致E2 毛細芯潤濕性不高，加之熱負載加載于E2，因而導致E2的迅速燒干，該實驗現象證明了MeLHP 中各補償器處于分配不均的單一補償器工作狀態(tài)。

2.3 MeLHP多蒸發(fā)器共同加熱

圖8為維持總功率15W不變，向各個蒸發(fā)器進行不同分配方式的性能測試。降溫至指定溫區(qū)后，調節(jié)加熱狀態(tài)為E1、E2、E3 為0W+5W+10W 的分配方式，可以看出減少冷凝器遠端蒸發(fā)器的功率，增大冷凝器近端蒸發(fā)器的功率后，氣體管線溫度驟升，說明此舉增加了氣體管路內飽和蒸汽量，使管線測點處于過熱蒸汽區(qū)域，同時可以看到三個蒸發(fā)器溫度曲線有一定下降，相較15W 對三個蒸發(fā)器平均分配的情形，平均傳熱溫差減少；隨后，調節(jié)加熱狀態(tài)為E1、E2、E3 為10W+5W+0W 的分配方式后，加熱功率分配偏向E1，可以發(fā)現，此時氣體管線測點溫度驟降，同時E1、E2 的溫度曲線同時上升，而E3 溫度曲線沒有隨加熱功率分配方式的改變而改變，維持了原有趨勢，此時MeLHP 的平均傳熱溫差為18.9K，E1、E2較平均分配的情形溫差均變大。繼續(xù)改變將全部15W 施加給E2，可以看到，E1、E3維持了原有狀態(tài)，E2由于功率增大迅速燒干失效。

圖8 MeLHP定總加熱功率15W運行曲線（充液率0.6）

隨后繼續(xù)加大功率，對不同的加熱功率以及不同的分配方式進行探究，進行若干組實驗，將多個蒸發(fā)器共同加熱實驗工況的穩(wěn)態(tài)數據進行比較，如表5所示。

同樣，由三個蒸發(fā)器測點溫度情況可判斷三個蒸發(fā)器的流阻情況。三蒸發(fā)器同時加熱5W 穩(wěn)定時，溫度大小為E3＜E1＜E2，說明在相同功率條件下，蒸汽過熱度有E3＜E1＜E2，即流量分配有E3＞E1＞E2，可得出流阻大小關系有R2＞R1＞R3，同樣滿足1.2節(jié)中總流阻的計算結果。

表5 MeLHP不同加熱功率分配方式的穩(wěn)態(tài)運行特性（充液率0.6）

從表5 中可以看出，在相同總加熱功率情形下，對流阻較小的蒸發(fā)器分配較多功率份額對整體回路熱管的傳熱有益，而對大流阻蒸發(fā)器提供高的功率分配會降低回路熱管傳熱性能。可得出結論，MeLHP 中熱分享具有方向性：流阻的蒸發(fā)器對高流阻的蒸發(fā)器的熱分享為有利分享，此時低流阻回路等效分配熱負荷較高，而回流至低流阻回路過冷液體的流量往往較高，因而在一定的總負荷下更有利于MeLHP 的運行；相反，若高流阻回路分配較多熱負荷，由于熱分享只能將少部分熱量分享至其他回路，相對高的加熱功率容易導致過冷液體回流流量較少的高流阻回路失效，某一回路的失效也代表MeLHP的失效。

實驗在較優(yōu)的加熱功率分配方式下得到該MeLHP 的總傳熱極限為25W，遠小于單蒸發(fā)器回路熱管50W 的傳熱極限，這與單蒸發(fā)器E2 加熱條件下易失效原因一致。MeLHP 的失效總是出現在流阻最高的E2 回路，表現為單一回路失效。在熱負荷由低到高變化過程中，高流阻回路蒸發(fā)器單獨“過早”燒干，這同樣驗證了補償器的工作方式應為單一補償器工作。

2.4 變充液率實驗過程

由上文所述，為了驗證同充液率條件下MeLHP性能與單蒸發(fā)器回路熱管性能的差異，在單一補償器工作模式下，在工作補償器充液率為0.6 的條件下重新計算，此時MeLHP等效充液率約為0.7。對MeLHP 在0.7 充液率條件下重新充裝后再次實驗，實驗方法同0.6 充液率條件下相同。首先在定總加熱功率15W 的條件下，對各種可能功率分配的情形進行了實驗，根據上文實驗中的結論，將各工況按加熱功率分配先后偏重E3、E1、E2的順序（即回路流阻增大的順序）排列，性能測試結果如表6所示。

可以看出，在加熱功率由偏重低流阻回路到偏重高流阻回路的過程中，MeLHP 的平均溫差是逐步增加的，即表示加熱功率一定的情況下，功率分配越靠向高流阻回路，該MeLHP 的性能越差。同時整體趨勢可以看出，功率分配越靠向高流阻回路，蒸發(fā)器間的最大溫差整體也呈上升趨勢，說明各蒸發(fā)器間的均溫性變差。這些現象都驗證了在非對稱分布的MeLHP中的熱分享特性存在方向性。

流阻大小按E3、E1、E2逐步增大，與MeLHP的非對稱分布相關，管路布置使各個支路的沿程損失和局部損失有差異。對冷凝器冷凝液的回流過程可進行水頭損失分析。從冷凝器流出的過冷液體經過兩個分流三通進行分流。對分流三通而言，旁支管的局部損失高于直通管的局部損失，因而直通管路分流流量大于旁支管流量，這樣經歷兩次分流后，冷凝回流液受局部損失影響形成的流量分配為E1＞E3＞E2。而三個蒸發(fā)器相對冷凝器空間位置由遠到近依次為E1、E2、E3，這樣回流過程中的沿程損失大小為E1＞E2＞E3。這樣在兩者共同作用下，實驗得出流阻大小關系R2＞R1＞R3是合理的，這也與計算結果相匹配。

表6 15W總功率不同分配方式的穩(wěn)態(tài)運行特性（充液率0.7）

為了直觀描述改變充液率后對熱管性能的影響，將MeLHP總加熱功率15W不同分配方式的各工況在不同充液率下進行對比，并與單蒸發(fā)器回路熱管處于0.6充液率條件下加熱5W相比較，如圖9所示。

圖9 兩種充液率條件下MeLHP傳熱性能與蒸發(fā)器均溫性對比

針對所有15W 總加熱功率分配于各蒸發(fā)器的情形，分別在充液率在0.6和0.7情形下進行平均溫差和蒸發(fā)器間均溫性的對比，如圖9 所示可以看到，橫坐標從左往右為加熱功率分配由E3 偏向E1，然后逐步偏向E2 的過程。可以看到就傳熱溫差而言，充液率0.6工況下MeLHP的冷熱端平均溫差相對較低，但處于加熱分配偏向高流阻E2 工況時失效；而0.7 充液率條件下在溫差逐步增大的趨勢下能滿足不同分配方式均能正常運行的要求，并且同單蒸發(fā)器回路熱管加熱5W 的數據相比，0.7充液率下的溫差更加接近單回路熱管充液率為0.6的情況。從MeLHP 各蒸發(fā)器對單蒸發(fā)器回路中特定充液率條件復現的角度看，充液率0.7 更符合設計要求，可以保證MeLHP 中各蒸發(fā)器的充液情況滿足單蒸發(fā)器回路最優(yōu)充液率經驗值的大小。而從各蒸發(fā)器的均溫性上也可以看出，蒸發(fā)器間最大溫差在加熱偏向E3、E1 時二者相當，偏向E2 后0.7充液率條件下略有增長，而0.6 充液率條件下均溫性驟然變差，甚至造成E2 單獨失效，這與低充液率下高流阻回路補償器液位不足有關。

隨后對0.7充液率下的MeLHP進行總功率高于15W 的實驗驗證，尋求該充液率條件下MeLHP 的傳熱極限，各工況及對應穩(wěn)態(tài)數據如表7所示。

表7 高加熱功率下不同分配方式的穩(wěn)態(tài)運行特性（充液率0.7）

可以看到，0.7充液率條件下MeLHP的傳熱極限為50W，在加熱到50W 時溫差變大。在管路并聯的氣耦合方式下，各個蒸發(fā)器支路的兩端由于相互連通，氣側和液側的熱力狀態(tài)會保持一致，因而在面臨不同加熱功率以及自身結構、管路長短不同的工況下，各蒸發(fā)器回路會自發(fā)地互相調整，保證兩側具有相同的邊界條件。因而實際工作時，在與單蒸發(fā)器對應的相同總加熱功率下，MeLHP 的氣液管線耦合點大致對應單蒸發(fā)器回路熱管氣液管線的狀態(tài)，此時對MeLHP 的每個支路而言，既要完成該熱力狀態(tài)下熱端對冷端冷凝器的流動換熱過程，又要兼顧對其他支路蒸發(fā)器的流動換熱過程，即會受到熱端不同蒸發(fā)器間熱分享的作用以及液體管線出口過冷液回流流量分配的影響，因而相對同功率的單蒸發(fā)器回路熱管換熱性能較差。在單一補償器工作方式下，補償器工作的回路流阻最高，在受熱分享的同時相比單回路熱管冷凝器回流明顯不足，導致相變換熱量不足，單個蒸發(fā)器失效意味著整個回路熱管的失效，因而MeLHP 較單蒸發(fā)器回路熱管更易失效。

MeLHP 傳熱極限實驗值50W 符合實驗預期，與0.6 充液率單蒸發(fā)器回路熱管的傳熱極限一致，并聯管路的分流、匯流作用影響了單管傳熱性能，因而在傳熱極限處溫差較大。實驗結果驗證了0.7充液率條件的MeLHP 更符合以單蒸發(fā)器回路熱管為標準下的預期，進一步驗證了MeLHP 處于單一補償器工作模式。同時，通過比較可發(fā)現，分配各回路的加熱功率在一定比例范圍內（如10W+5W+35W 分配方式），各回路由于加熱功率的有效熱分享，流量分配受加熱功率差異影響不大，MeLHP的補償器主要受結構影響下的被動控制決定補償器工作回路；而分配功率相差較大時（如0W+0W+60W）也會出現高功率回路失效的現象，此時失效回路為補償器工作回路，說明此時加熱功率分配的主動控制對控制補償器運行起主要作用。

3 結論

（1）MeLHP 由于各蒸發(fā)器間氣液管線氣耦合作用，在啟動運行過程中存在熱分享特性。未加熱的蒸發(fā)器或低負載的蒸發(fā)器受高負載蒸發(fā)器熱量的分享，且未失效狀態(tài)下蒸發(fā)器之間的溫差很小，蒸發(fā)器間具有良好的均溫特性。

（2）非對稱結構多蒸發(fā)器回路熱管的熱分享具有方向性，若加熱功率分配方式為高流阻支路向低流阻支路熱分享，則此時熱分享為不利分享，易造成高流阻支路單獨失效的情況，尤其在高功率條件下。反之，若加熱功率分配方式為低流阻向高流阻支路熱分享，則此時為有利分享，高流阻支路能夠承擔部分負載而維持正常工作。換言之，非對稱結構下的多蒸發(fā)器回路熱管的熱量分配對低流阻支路比例高時更有利于熱管的正常工作。

（3）MeLHP 的總傳熱極限接近單回路的回路熱管傳熱極限，通過向低流阻回路分配更多加熱功率可達到該傳熱極限值。不同于單蒸發(fā)器回路熱管，MeLHP 運行時不僅發(fā)生蒸發(fā)器冷凝器兩端的傳熱傳質現象，還存在蒸發(fā)器與蒸發(fā)器間的傳熱傳質現象，因而每個支路的蒸發(fā)器性能會受到影響，尤其對于流阻高的補償器工作回路，由于過冷液回流流量有限而傳熱極限很低，容易導致MeLHP燒干。

（4）實驗驗證了多蒸發(fā)器回路熱管工作時只有單一回路補償器工作的工作方式。MeLHP 失效方式為單一蒸發(fā)器首先失效，非對稱結構下表現為流阻最大的回路容易燒干失效。通過單一回路補償器工作模式下計算，將等效充液率增加至0.7，可明顯解決高流阻回路蒸發(fā)器的失效問題。

符號說明