不同加熱方式下環路熱管蒸發器補償器的可視化

劉超，謝榮建，李南茜，徐光明，董德平

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

環路熱管（loop heat pipe，LHP）作為一種高效的兩相流傳熱設備，相對于傳統熱管，具有壽命長、可靠性高、布局方便等優點，因而被廣泛應用于航空航天及電子設備的散熱等方面[1-2]。

為了具體分析環路熱管的運行特性，了解其內部相變機理，近幾年，環路熱管的可視化試驗成為環路熱管的研究熱點。Cimbala等[3]采用中子成像法研究了氨環路熱管中重力壓頭、逆流及兩相流動的影響。Okamoto等[4]通過中子成像法確定了穩定工況下氣液相工質分布狀況。然而中子成像易受環境影響，且分辨率不高，無法對細節現象進行觀察。Matsuda等[5-6]進行了雙蒸發器環路熱管的可視化試驗，使用內窺鏡觀察毛細芯同補償器的內部，還通過透明管觀察流動模式和冷凝器兩相區域的長度，并研究了重力因素等對環路熱管的影響，而內窺鏡的使用會影響到工質的循環流動。Lin等[7]采用半圓柱的蒸發器結構，對蒸發器與補償器的耦合部分進行了可視化試驗，發現隨著熱負載的增大，毛細芯的核心內出現了氣泡的生成和聚集，與完整的圓柱蒸發器環路熱管試驗還存在一定的差異。Yamada等[8]通過透明的圓柱型蒸發器殼，發現毛細芯的表面存在兩種不同的蒸發彎月面，并以此進行仿真預測了環路熱管的性能。但是由于受熱不均，在實際的毛細芯表面往往會同時出現這兩種不同的蒸發彎月面。Ochterbeck等[9]通過透明玻璃觀察了低熱負載下環路熱管的啟動特性，確定了平板蒸發器毛細芯與補償器的回流和干燥情況。Mo等[10]進行了帶平板蒸發器的環路熱管整體可視化試驗，探索了毛細芯的孔徑、熱管充液率等對環路熱管的影響。

在以往的研究中，相較于帶平板蒸發器的環路熱管可視化研究，研究者在對環路熱管的圓柱形蒸發器補償器進行可視化研究，一般集中在毛細芯局部表面及核心或是補償器內，且主要是針對穩定工況下的現象研究，缺乏蒸發器補償器內的工質變化對環路熱管啟動過程及穩定性能的詳細研究。

而在航空航天領域，圓柱形蒸發器以其高承壓能力及對稱性結構被廣泛應用。在實際應用過程中，蒸發器施加熱源的位置與蒸發器核心內工質聚集區域的相對位置會呈現3種不同的狀態：重合、部分重合、完全分離。因此，為了在重力條件下模擬這一應用工況，研究了不同加熱方式對環路熱管的影響。蒸發器與熱源的接觸一般會呈現出3種狀態：頂部接觸、底部接觸、上下同時接觸。不同的接觸方式會使得蒸發器的受熱程度不同，而在毛細芯內工質蒸發過程中，蒸汽侵蝕總是最先發生在蒸發最快或者最容易過熱的區域[11]，這會影響到環路熱管的啟動及穩定性能。本文通過環路熱管的蒸發器補償器可視化試驗，分別從蒸發器徑向圓周面、蒸發器軸向平面和補償器徑向圓周面三個視窗進行觀測，研究了這3種不同加熱方式下環路熱管的啟動特性以及不同加熱方式、不同熱負載下環路熱管的穩態性能及液面變化特性。

值得一提的是，本次環路熱管試驗選擇R245fa作為試驗工質。目前，常溫環路熱管多采用水、氨、乙醇、甲醇、丙酮等作為工質，并且已經進行了大量的研究。但是在實際的應用中，水的蒸發溫度高，氨的飽和溫度低，但易燃且有毒性，甲醇、丙酮、乙醇等同樣存在易燃的問題。因此，尋找一種更安全、更環保的工質十分必要。R245fa作為一種新型制冷劑，已經被廣泛應用在高溫熱泵、阻燃劑、換熱工質等方面。因其臭氧消耗潛值為0、安全、不易燃、常溫下化學性質穩定等優點，也開始被應用在環路熱管中[12-13]。因此，采用R245fa作為常溫環路熱管的工質具有重要的研究意義。同時，根據Ku[14]提出環路熱管的最冷工況及最熱工況的定義，結合蒸發器補償器各部件的體積，確定充液率的范圍，最后依據環路熱管試驗經驗選擇50%充液率。

1 測試系統

環路熱管主要由蒸發器、氣體管線、冷凝器、液體管線、補償器等部件組成，其中蒸發器和補償器中均有毛細結構。環路熱管的具體參數見表1。選用的工質為R245fa，充裝量為73.5g，充液率為50%。

整個測試系統由加熱系統、冷卻水循環系統、溫度測量采集系統等組成。系統通過水冷機對環路熱管的冷凝器進行控溫，水冷機運行的設置溫度恒定293.15K。加熱系統由恒壓恒流直流電源、聚乙烯薄膜加熱片組成，根據該環路熱管的試驗工況不同，熱負載施加位置分別位于蒸發器頂部、底部和上下表面。測量采集系統由數據采集器、四線制鉑電阻Pt1000等組成。已知Pt1000鉑電阻的測量誤差為0.15K，其具體的測溫點位置如圖1(a)所示，其中，測點T12布置在薄膜加熱片外表面上。

表1 環路熱管的主要參數

圖1 環路熱管結構

蒸發器補償器的具體結構如圖1(b)所示，蒸發器徑向圓周面、蒸發器軸向平面和補償器徑向圓周面皆為采用石英玻璃，作為可視化窗口。蒸發器軸向平面采用法蘭O形圈組合密封方式，蒸發器補償器徑向圓周面則采用螺紋O形圈組合密封方式。補償器液面高度測量采用的是測高儀，其最小刻度為0.1mm。

本文的測量數據主要包含溫度與補償器液面高度，下面分別對兩者的不確定度進行分析。重復進行了3次熱負載5W時的環路熱管試驗，穩定后，熱管溫差分別為6.39K、6.27K、6.23K，補償器液面分別為22.2mm、22mm、22mm。

溫度的不確定度分為A類不確定度和B類不確定度。其中溫度的A類不確定度可通過式(1)計算。

式中，ΔTi為第i次的溫度，K；ΔT為3次溫度的平均值，K。

根據概率統計理論，在均勻分布函數條件下，置信系數取30.5；為便于計算，置信概率取0.683，置信因子取1，則其B類不確定度可通過式(2)計算。

結合式(1)和式(2)計算結果，則其合成標準不確定度可通過式(3)計算。

其相對不確定度如式(4)所示。

同理可得，補償器液面高度測量的A類不確定度為0.094mm；B類不確定度為0.055mm；其合成標準不確定度為0.109mm；相對不確定度為0.49%。由此可見，本文的試驗結果具有很高的可靠性和準確性。

2 試驗結果與討論

本文的環路熱管在3種不同的蒸發器加熱方式下進行了5W啟動及5W、10W、20W、30W穩定運行測試試驗。下面將結合可視化現象，就不同加熱方式下的環路熱管啟動特性及穩定特性進行描述和分析。

2.1 環路熱管啟動特性

由于重力作用，在初始狀態下，液相工質優先集中在蒸發器底部，蒸發器空腔內出現積液。熱負載施加在頂部時，對應的高熱流區域在毛細芯的頂部，更接近蒸發器空腔的氣相區域，會直接提高氣相工質的溫度，促進液面工質的蒸發。熱負載施加在底部時，對應的高熱流區域在毛細芯的底部，更接近蒸發器空腔的液相區域，會促進底部液相工質的沸騰。3種不同的加熱方式分別為蒸發器頂部加熱和蒸發器上下表面同時加熱和蒸發器底部加熱，根據蒸發器空腔內液相工質的主要相變模式不同，將對應的環路熱管分為3種啟動模式：蒸發啟動模式、蒸發沸騰混合啟動模式、沸騰啟動模式，如圖2所示。

2.1 .1蒸發啟動模式下的環路熱管

開始加熱前，蒸發器內初始液面位置如圖3所示。如圖3(a)，從蒸發器軸向平面觀察到的蒸發腔，液面距離毛細芯底部的高度（以下簡稱液面高度）為16.82mm。如圖3(b)，從蒸發器徑向圓周面可以觀測到中間兩氣體槽道內存在明顯的氣液界面，偏上的氣體槽道氣液分界面更靠近蒸發器空腔側。

圖2 環路熱管不同啟動模式下蒸發器空腔

圖3 蒸發啟動模式下的熱管初始狀態

圖4 蒸發啟動模式下的熱管啟動過程

圖4為蒸發啟動模式下的環路熱管啟動過程。先開啟水冷機，待各測點溫度基本穩定后，2000s時在蒸發器頂部施加5W的熱負載，蒸發器溫度（T12）迅速上升，氣體管線上的溫度（T4、T5）依次升高。氣體工質推動冷凝工質向冷凝器出口管線上移動，冷凝器出口管線溫度（T9）迅速下降。此時觀測到蒸發器內液面開始緩慢下降，無氣泡現象。2100s時，T9點的溫度迅速上升。2400s時，冷凝器入口溫度（T6）開始出現上升。在整個過程中補償器入口管線的溫度（T10）與補償器溫度（T1）相接近。隨著蒸發器空腔內液面下降，露出液面的氣體槽道增多，徑向圓周面氣體槽道的氣液界面迅速向蒸發器空腔方向移動，并推入蒸發器空腔中。與此同時，補償器內的液面也出現迅速升高。4200s時，蒸發器不銹鋼管殼的溫度（T3）趨于穩定，T6點的溫度繼續下降，T10點的溫度開始下降。蒸發器空腔內還殘留少量積液，實際液面已經穩定，如圖4(b)。4370s時，T10點的溫度開始低于T1溫度，這表示回流過冷液體通過液體管線進入補償器，補償器向液體管線出口處的漏熱小于其向回流液的漏熱，環路熱管啟動成功。4470s時，徑向圓周面的氣體槽道中無明顯的氣液界面，蒸發器空腔內底部存在積液，各測點溫度趨于穩定。

2.1.2 蒸發沸騰混合啟動模式下的環路熱管

圖5 蒸發沸騰混合啟動模式下的熱管初始狀態

蒸發器加熱前，蒸發器內初始液面位置如圖5所示。如圖5(a)，從蒸發器軸向平面觀察到的蒸發腔，液面高度為15.42mm。如圖5(b)，從蒸發器徑向圓周面可以觀測到，最中間氣體槽道內無明顯的氣液界面，其偏上和偏下的一條氣體槽道均存在明顯的氣液界面。

圖6為蒸發沸騰混合啟動模式下的環路熱管啟動過程。先打開水冷，待溫度基本穩定后，240s時施加5W的熱負載，蒸發器溫度（T12）迅速上升。蒸發器內空腔液面緩緩下降，各氣體槽道中有氣泡產生并溢出，蒸發器徑向圓周面的氣液界面迅速向蒸發器空腔的方向推移。350s時，氣體管線上的入口溫度（T4）升高，此時最中間的氣體槽道已經充滿了氣體。420s時，氣體管線上的出口溫度（T5）開始升高。480s時，氣體工質迅速擊穿冷凝器，冷凝器出口管線溫度（T9）迅速上升，且高于冷凝器出口的溫度（T8）。500s時，冷凝器入口溫度（T6）開始出現明顯的上下波動。780s時，蒸發器空腔內的液面仍持續下降，并伴有氣泡溢出，如圖6(b)所示。此時，蒸發器空腔液面高度為7.98mm，臨近氣體管線下邊緣（8mm），T6開始快速升高，T10開始下降，蒸發器溫度（T3）趨于穩定。因為當蒸發器空腔內的液面靠近氣體管線入口，氣體工質通過氣體管線迅速進入冷凝器中，使得冷凝器入口溫度迅速升高，推動冷凝器中的工質向補償器方向移動，導致液體管線出口溫度下降。同時，蒸發器空腔內沸騰和蒸發相變引起氣相工質的增長，氣相工質的可壓縮性會引起蒸發器空腔內壓力的升高，提高蒸發器空腔的溫度。而當蒸發器空腔內的氣相區域與氣體管線聯通，會極大地增大氣相聯通區域，削弱相變對氣相工質的影響，使得蒸發器溫度（T3）趨于穩定。1000s時，各測點溫度相對平穩，冷凝器入口溫度（T6）與冷凝器出口溫度（T9）相接近，補償器入口管線的溫度開始低于補償器溫度。而1140s時，蒸發器空腔內還殘留少量積液，蒸發器空腔內實際液面已經穩定，高度低于毛細芯底部邊緣，各測點溫度趨于穩定，如圖6(b)所示。

圖6 蒸發沸騰混合啟動模式下的熱管啟動過程

2.1.3 沸騰啟動模式下的環路熱管

在蒸發器上施加熱負載前，蒸發器內初始液面位置如圖7所示。從蒸發器軸向平面觀察到的蒸發腔液面高度為17.70mm。蒸發器中的毛細芯氣體槽道內無氣液分界面。

圖7 沸騰啟動模式下的熱管初始狀態

圖8為沸騰啟動模式下的環路熱管啟動過程。先打開水冷，待溫度基本穩定后，220s時施加5W的熱負載，蒸發器溫度（T12）迅速上升，同時冷凝器入口及中間位置溫度（T6、T7）開始升高。蒸發器內空腔液面緩緩下降，有氣泡產生。260s時T9點的溫度突然下降，這表示氣體工質推動冷凝液到達冷凝器出口。300s時蒸發器溫度（T3）升高，490s時氣體管線上的入口溫度（T4）升高，590s時氣體管線上的出口溫度（T5）升高。610s時，冷凝器入口溫度迅速升高，并開始出現大幅波動。760s時，蒸發器空腔內液面鄰近氣體管線出口，并伴有大量氣泡溢出，如圖8(b)所示。此時，蒸發器空腔液面高度為12.28mm，臨近氣體管線上邊緣（12mm），隨后冷凝器入口溫度繼續升高后迅速下降。在蒸發沸騰混合啟動模式和蒸發啟動模式中也出現過類似的現象。這是由于隨著蒸發器空腔內液面下降，氣體管線入口露出液面，氣相工質開始進入氣體管線，管線內的液相工質進入蒸發器空腔，冷凝器中冷凝液隨之出現逆流，因而導致冷凝器入口溫度迅速下降。820s時，蒸發器溫度（T12）再次突然升高。880s時T6點的溫度升高，T9點的溫度開始下降。952s時，蒸發器空腔液面高度為6.27mm，冷凝器入口溫度繼續升高。此時，蒸發器空腔的液面低于氣體管線下邊緣（8mm），氣體管線中充滿氣相工質，氣相工質源源不斷地進入冷凝器，使得冷凝器入口的溫度持續升高。1000s時，T10點的溫度開始下降，表示冷凝器中的液相工質推移到補償器入口管線上。1240s時，蒸發器空腔內殘留少量積液，液面穩定，毛細芯表面有很好的潤濕，T6點的溫度緩慢升高，并趨于穩定，T10點的溫度繼續下降，如圖8(b)所示。1400s時，T10點的溫度開始低于補償器溫度（T1）。同時，T6點的溫度開始持續下降，并接近于T7點的溫度。

圖8 沸騰啟動模式下的熱管啟動過程

綜上所述，在不同的啟動模式下，蒸發器空腔內液面下降的主要驅動力是蒸發器空腔內的壓力。蒸發器空腔內氣相溫度的升高和液相工質相變都會增大蒸發器空腔內的壓力，推動液面高度的下降。當空腔內液面高于氣體管線時，蒸發器空腔內的壓力推動液相工質進入氣體管線。此時蒸發器溫度會迅速升高，而冷凝器入口溫度升高緩慢，即工質循環傳遞的熱量小。當空腔內液面低于氣體管線時，蒸發器空腔內的壓力推動氣相工質進入氣體管線。此時，蒸發器溫度趨于穩定，氣相工質進入冷凝器，冷凝器入口溫度快速升高。

2.1.4 不同啟動模式下蒸發器空腔可視化現象分析

為了進一步分析不同啟動模式下環路熱管啟動狀況的不同之處，下面將根據蒸發器空腔的可視化結果，對蒸發器空腔液面隨時間變化的規律進行分析。表2記錄了不同啟動模式下啟動過程中不同時刻的蒸發器空腔內液面距離毛細芯底部的高度。

結合蒸發器空腔的尺寸，由此可以得到不同時間段內蒸發器空腔內液體的減小量及平均液體消失速度，從而對不同啟動模式下的環路熱管進行分析。

在施加熱負載540s后，蒸發沸騰混合啟動模式中，蒸發器空腔內的液體減少了7.684mL，平均液體消失速度為0.014mL/s；沸騰啟動模式中，蒸發器空腔內的液體減少了5.105mL，平均液體消失速度為0.009mL/s。這是因為當空腔內液面高于氣體管線時，熱負載施加在頂部，更接近蒸發器空腔的氣相區域，會直接提高氣相工質的溫度；熱負載施加在底部，更接近蒸發器空腔的液相區域，會促進底部液相工質的沸騰。兩者都會增大蒸發器空腔內的氣體壓力，推動工質進入氣體管線中。而在蒸發器空腔內液面高于氣體管線時，上下表面同時加熱的方式更有利于熱量傳遞給整個蒸發器空腔，促進液相工質的相變，增大空腔內的壓力，加快推動工質循環。因而，經過相同時間后，蒸發沸騰啟動模式下的環路熱管中蒸發器空腔內的液體消失更快，液體管線出口溫度已經開始下降，而沸騰啟動模式下的環路熱管中液體管線出口溫度還在持續升高，過冷液工質還未回流到液體管線出口。

在沸騰啟動模式下，在熱負載施加后518.24～540s的時間段內，蒸發器空腔內的液面高于氣體管線，液體減少了1.982mL，平均液體消失速度為0.091mL/s。在熱負載施加后710.24～732s的時間段內，蒸發器空腔內的液面低于氣體管線，液體減少了0.341mL，平均液體消失速度為0.016mL/s。這說明蒸發器空腔內液面高度高于氣體管線時的液體消失速度遠大于液面高度低于氣體管線時的。原因在于蒸發器空腔液面低，氣體槽道溢出的氣泡在液面破碎時，引發的液體擾動會影響后續氣泡的溢出。而且蒸發器空腔內氣相區域大，考慮到氣相工質的可壓縮性，此時蒸發相同質量的氣相工質對蒸發器整體氣相壓力的影響也會削弱。因此，隨著液面的降低，蒸發器空腔內的液體消失速度減小，蒸發器溫度相對更平穩。

進一步對比熱負載施加后710.24～732s時間段沸騰啟動模式的蒸發器空腔內和熱負載施加后518.24～540s時間段蒸發沸騰混合啟動模式的蒸發器空腔內液面變化，發現當蒸發器空腔內液面低于氣體管線時，相較于蒸發沸騰混合啟動模式，沸騰啟動模式的蒸發器空腔內液體消失速度更快。因為此時液相工質都聚集在蒸發器空腔底部，在蒸發器底部施加熱負載更有利于液相工質相變，增大蒸發器空腔內的壓力，推動氣相工質進入氣體管線。

因此，在熱負載施加后518.24～540s的時間段內，蒸發沸騰混合啟動模式中，蒸發器空腔內的液面臨近氣體管線，液體減少了0.180mL，平均液體消失速度為0.008mL/s，遠小于同時間段內沸騰啟動模式下蒸發器空腔內的平均液體消失速度。

在蒸發啟動模式下，熱負載施加2200s時，蒸發器空腔內液面穩定，此時液體總共減少16.620mL，平均液體消失速度為0.007mL/s。在蒸發沸騰混合啟動模式下，熱負載施加900s時，蒸發器空腔內液面穩定，此時液體總共減少15.389mL，平均液體消失速度為0.017mL/s。在沸騰啟動模式下，熱負載施加1020s時，蒸發器空腔內液面穩定，此時液體總共減少17.346mL，平均液體消失速度為0.017mL/s。蒸發沸騰混合啟動模式的蒸發器空腔內初始液面低于沸騰啟動模式的，兩者蒸發器空腔內平均液體消失速度相近，蒸發沸騰混合啟動模式的熱管啟動時間（760s）要小于沸騰啟動模式的熱管啟動時間（1180s）。蒸發啟動模式的蒸發器空腔內初始液面最高，蒸發器空腔內平均液體消失速度最小，其啟動時間（2370s）最長。由此可見，環路熱管的啟動速度與蒸發器空腔內的初始液面及其平均液體消失速度密切相關。

表2 蒸發器空腔內液面高度 （單位：mm）

另外，通過蒸發器空腔的可視化發現，只有在沸騰啟動模式下和蒸發沸騰啟動模式下的熱管從開始加熱到啟動穩定，通過從蒸發器軸向平面觀察到毛細芯表面始終存在明顯的反光。這是由于液體工質填補了毛細芯表面的凹陷，降低了毛細芯表面的粗糙度。這也間接說明毛細芯能更好地潤濕，更有利于毛細芯表面形成氣液界面，推動環路熱管啟動，因而其啟動時間遠小于蒸發模式下的環路熱管。

2.1.5 不同啟動模式下蒸發器空腔氣泡生長現象

為研究這兩種啟動模式下的蒸發器空腔內液相工質沸騰，對兩種啟動模式下的不同時間段內的氣泡生長進了統計。表3、表4分別記錄了780s時蒸發沸騰啟動模式下和760s時沸騰啟動模式下不同時間段內氣泡的生長周期及單位時間內氣泡數，氣泡生長過程如圖9(a)、(b)所示。相同之處在于，蒸發器空腔內只有正下方、右下方1、右下方2、左下方1四處氣體槽道出現了氣泡溢出現象，其中，正下方、右下方1兩處氣體槽道溢出的單位時間內氣泡數最大。這是由于正下方、右下方1、左下方1三處氣體槽道更接近蒸發器加熱片，而右下方1、右下方2則更接近氣體管線。同時，各氣體槽道處及總的平均氣泡生長周期大小呈現出隨機性，其量級在10-2s，其氣泡脫離直徑在2～4mm。

隨著時間的推移，在蒸發沸騰啟動模式下，除右下方2氣體槽道外，各氣體槽道內溢出的單位時間氣泡數呈增大趨勢，單位時間內的總氣泡數增大。因為右下方2位置的氣體槽道臨近蒸發器空腔液面，當右下方1、正下方位置溢出的氣泡在抵達蒸發器空腔液面時，氣泡破裂擾動會影響到右下方2位置的氣體槽道氣泡的溢出。而在沸騰啟動模式下，除右下方1氣體槽道外，各氣體槽道內溢出的單位時間氣泡數呈增大趨勢，單位時間內的總氣泡數增大。相較于蒸發沸騰啟動模式，沸騰啟動模式下其單位時間內的氣泡溢出數總體更大，其空腔內平均液體消失速度更大。這是因為沸騰啟動模式中蒸發器底部受熱區域熱通量更高，更有利于工質的沸騰相變。

而在沸騰啟動模式下，952s時蒸發器空腔內的工質液面略高于右下方2的氣體槽道，如圖9(c)所示。此時，如表5所示，只有正下方和左下方1的氣體槽道中有氣泡溢出，其中，正下方氣體槽道溢出的單位時間內氣泡數最大，平均生長周期短。這是因為蒸發器空腔液面波動會影響到臨近液面的氣體槽道，而且由于氣體通過蒸發器右側的氣體管線出去，同一高度偏右的氣體槽道受到的影響更大。另外，各氣體槽道處及總的平均氣泡生長周期量級在10-2s，其氣泡脫離直徑在2～4mm。

總而言之，在兩種不同的啟動模式下，氣泡的生長周期均在10-2s，脫離直徑在2～4mm。而單位時間內的氣體槽道溢出的氣泡數會同時受到啟動模式和蒸發器空腔液面高度的影響。

表3 蒸發沸騰混合啟動模式下（780s）氣泡平均生長周期及單位時間內氣泡數

表4 沸騰啟動模式下（760s）氣泡平均生長周期及單位時間內氣泡數

圖9 不同啟動模式下的氣泡生長圖

表5 沸騰啟動模式下（952s）的氣泡平均生長周期及單位時間內氣泡數

值得注意的是，在不同的啟動模式下，環路熱管5W穩定后，毛細芯氣體槽道中無氣液界面，蒸發器空腔內都會存在積液，且液面高度低于毛細芯的底部邊緣。因為當液面低于毛細芯的底部邊緣時，熱量傳遞方式發生改變，只能通過蒸發器玻璃管殼向不銹鋼管殼傳遞，而其間隔著低熱導率的塑料O圈，傳遞熱阻大，蒸發器玻璃上向蒸發器不銹鋼管殼的漏熱小，蒸發器空腔內的工質無法及時蒸發，因此會出現積液現象。繼續增大熱負載，蒸發器空腔內的積液消失。

2.2環路熱管的穩定特性

2.2.1 3種加熱方式下環路熱管的運行曲線

圖10為在不同加熱方式下熱管的測點溫度變化曲線。開始施加5W的熱負載，待溫度曲線穩定后逐步增加到10W、20W、30W，整個過程中熱管表現性能良好，無異常情況發生。先打開水冷，待溫度基本穩定時，施加5W熱負載，T6點的溫度出現升高。加熱功率增大到10W時，T6點的溫度迅速上升，接近氣體管線溫度，T7、T8點的溫度出現小幅升高。繼續增大至30W時，T7點的溫度迅速上升，接近氣體管線溫度。

從上述試驗結果可以看出，不同加熱方式下的環路熱管，冷凝器入口溫度（T6）均在熱負載10W時開始接近氣體管線溫度（T5），冷凝器中間溫度（T7）均在熱負載30W時開始接近氣體管線溫度（T5）。這表明在相同熱負載下不同加熱方式對于環路熱管冷凝器內的氣液工質分布及冷凝性能的影響較小。

2.2.2 3種加熱方式下環路熱管的熱阻變化分析

環路熱管穩定運行時的傳熱效率可通過熱阻進行評價，其計算見式(5)。

圖10 熱管的各測點溫度隨時間變化曲線

式中，Q為施加在蒸發器上的熱負載，W；T3為蒸發器不銹鋼管殼上的溫度，K；T8為冷凝器出口處的溫度，K。

圖11為不同加熱方式下環路熱管的熱阻變化及補償器液面變化曲線。隨著熱負載的增大，相同加熱方式下的環路熱管的熱阻減小，其補償器液面高度呈增大趨勢。這是因為隨著熱負載的增大，熱通量進一步增大，更有利于毛細芯內工質的蒸發，縮短環路熱管的工質循環周期，進而減小環路熱管的熱阻。而毛細芯內工質的蒸發加快，會增大毛細芯內蒸汽侵蝕的可能，降低毛細芯中的含濕量。同時，熱負載的增大有利于推動冷凝器中的液相工質進入補償器中。因而，補償器液面高度呈增大趨勢。

圖11 不同加熱方式下環路熱管的穩定工況

為了更好地解釋不同加熱方式穩定工況下熱管熱阻及補償器液面的變化情況，將對環路熱管整體進行熱平衡分析。

本試驗在室溫300.25K的實驗室內進行，蒸發器補償器與環境的換熱主要通過自然對流的方式。由于實驗室空氣流動緩慢，結合實際經驗，自然對流換熱系數一般取5W/(m2·K)。蒸發器與環境的漏熱Qev-a及補償器與環境的漏熱Qcc-a計算式分別見式(6)、式(7)。

式中，Acc為補償器表面積，m2；Aev為蒸發器表面積，m2；Ta為環境溫度，K；Tev為蒸發器溫度，K；Tcc為補償器溫度，K；hair為自然對流換熱系數，W/(m2·K)。

由此可得到作用在工質上的實際熱量Q1的計算式(8)。

式中，qm為工質的質量流量，g/s；he為蒸發器出口氣體焓值，g/J；hc為補償器進口液體焓值，g/J。

通過式(8)可計算出循環工質的質量流量，因而可通過式(9)求得工質的汽化潛熱量Qfg，如式(9)。

式中，hfg為蒸發器內工質的相變潛熱，g/J。

氣體管線與環境的漏熱Qvl-a同液體管線與環境的漏熱Qll-a，可通過管線進出口的溫度對應的焓值進行計算，如式(10)、式(11)所示。

式中，h4、h5、h9、h10分別對應T4、T5溫度下的氣體焓值及T9、T10溫度下的液體焓值，kJ/kg。

通過式(12)可得到輸入冷凝器的熱量Qcon-in。

從而得到通過冷凝器和環境溢散的熱量Q2計算式(13)。

綜上所述，可得到環路熱管各部分的熱損失，如圖12所示。

此外，根據對蒸發器補償器的熱平衡分析，可得到蒸發器向補償器的漏熱Qev-cc，見式(14)。

進一步對比相同熱負載下不同加熱方式下的環路熱管熱阻及補償器液面高度變化。在5W熱負載時，頂部加熱下的熱管熱阻為1.253K/W，上下表面加熱下的熱阻為1.518K/W，熱管頂部加熱下的熱阻為1.553K/W，如圖11(a)所示。與此同時，可以觀測到熱管頂部加熱下的熱管補償器液面最低，底部加熱下的次之，上下表面加熱下的最高，如圖11(b)所示。根據環路熱管的基本原理可知，蒸發器毛細芯內工質相變需要一定的過熱度。在相同低熱負載下，更高的熱通量更有利于熱量從蒸發器管殼傳遞給毛細芯。這會提高毛細芯受熱區域的溫度，促進毛細芯內液相工質的蒸發，有利于氣液相界面的形成，提高毛細芯的毛細抽吸效率，推動工質循環。所以相較于上下表面加熱方式下的熱管，底部加熱方式下的熱管汽化潛熱量（4.92W）更大，熱阻更低。同時，從蒸發器管殼傳遞給毛細芯的熱量增加，也會間接增大蒸發器通過毛細芯向補償器的漏熱。而蒸發器向補償器的漏熱主要包含兩部分：蒸發器通過毛細芯向補償器的漏熱、蒸發器通過管殼向補償器的漏熱。本試驗中蒸發器補償器的主要材料為低熱導率的石英玻璃，兩者連接密封方式采用的是低熱導率O形圈密封，這會大大減小蒸發器通過管殼向補償器的漏熱，進而間接增大蒸發器通過毛細芯向補償器的漏熱的占比。因此，在本試驗中，蒸發器通過毛細芯向補償器的漏熱的變化趨勢與蒸發器向補償器的漏熱變化趨勢可以近似看作一致。蒸發器向補償器的漏熱增大，會增大補償器的飽和壓力，阻礙回流液進入補償器，降低補償器中的液面高度，反過來阻礙蒸發器向補償器的漏熱增大。所以，上下表面加熱下的補償器液面最高。另外，相對于底部加熱的方式，由于受重力作用的影響，頂部加熱的毛細芯更容易出現蒸汽侵蝕現象。這會增大蒸發器管殼向毛細芯的傳遞熱阻，從而間接增大蒸發器向環境的漏熱，減小實際作用在毛細芯工質蒸發的熱量。如圖13所示，此時頂部加熱下的汽化潛熱量最?。?.54W），蒸發器向補償器的漏熱最大（0.27W）。因而熱管頂部加熱下的熱管補償器液面最低，距離補償器內壁底部21.7mm，其熱阻也最大。

圖12 不同加熱方式下的各部件熱損

圖13 不同加熱方式下蒸發器補償器的熱平衡結果

當熱負載由5W增大到10W時，不同加熱方式下的環路熱管熱阻減小。相對于上下表面加熱方式，頂部加熱下的熱管熱阻更小，其熱阻變化量最大，底部加熱下的熱阻仍然最小。頂部加熱下的補償器液面升高最快，其次是上下表面加熱下的，底部加熱下的不變。增大熱負載后，熱通量進一步增大，更有利于毛細芯內工質的蒸發，進而減小環路熱管的熱阻。底部加熱的方式使得最易燒干的毛細芯底部能及時得到來自補償器液相工質的補充，所以其熱阻最小。特別的是，熱負載增大到10W時，在底部加熱方式下補償器液面高度不變，且在3種加熱方式中最小。因為隨著熱負載的增大，更有利于毛細芯內工質的蒸發，會使得補償器內液體工質呈增大趨勢。但是，這也會間接增大蒸發器通過毛細芯向補償器漏熱量，增大了補償器飽和壓力，阻礙液相工質的回流，抑制補償器液面的升高，不利于環路熱管的傳熱性能。而在頂部加熱方式下，由于蒸汽侵蝕區域的增大，甚至若干蒸汽侵蝕區域連通，增大蒸發器通過毛細芯向補償器的傳熱熱阻，阻礙補償器飽和壓力的增大，抑制蒸發器向補償器漏熱的增大。如圖13(b)所示，熱負載由5W增大到10W，蒸發器向補償器的漏熱增大量（0.1W）最小。因此，頂部加熱下的熱管熱阻減小量最大。同時，在熱負載10W時，頂部加熱下的熱管熱阻比上下表面加熱下的小，其補償器液面最高。

值得注意的是，在5W、10W熱負載時，頂部加熱及上下表面加熱下的熱管熱阻差異很小。相比上下表面同時加熱，5W熱負載時頂部加熱的熱管熱阻大了0.035K/W，10W熱負載時的熱阻小了0.047K/W。如圖13所示，5W熱負載時頂部加熱的汽化潛熱量更小，蒸發器向補償器的漏熱更大，其對應的熱阻也會更大。但是如圖12所示，其蒸發器補償器總體向環境的漏熱更大，即環境的冷卻作用更明顯，使得其蒸發器溫度偏低，熱阻偏小。10W熱負載時，兩種加熱方式下的汽化潛熱量占比及蒸發器向補償器的漏熱量占比接近，所以兩者熱阻會相對接近。而同樣頂部加熱下的蒸發器補償器的環境冷卻作用更明顯，因而其熱阻會更低一些。

繼續增大熱負載到20W，在3種不同加熱方式中，頂部加熱下的熱管熱阻最大，補償器液面最高；底部加熱下的熱阻最小，液面最低。補償器液面越高，則毛細芯與補償器當中的液相工質接觸面越大，在相同熱負載下，其蒸發器通過毛細芯向補償器的傳熱熱阻越小，這會增大蒸發器向補償器的漏熱，如圖13(b)所示。另外，頂部集中加熱的方式會使得加熱區域熱通量大，增大熱負載，加劇毛細芯頂部的蒸汽侵蝕現象，間接減小作用到液相工質蒸發的熱量，不利于提高環路熱管的性能。因此，相同熱負載下，頂部加熱下的熱管熱阻最大。而底部加熱下的補償器液面最低，在相同的熱負載下，蒸發器向補償器的漏熱也較小。此外，更高的熱通量有利于加快工質的蒸發。因此，底部加熱下的熱阻最小。

在熱負載30W時，頂部加熱下的熱管熱阻最大，底部加熱下的為0.278K/W，略小于上下表面加熱下的0.286K/W。頂部加熱、上下表面加熱下的熱管補償器液面最高，高度均為24.4mm，遠大于底部加熱下熱管的23.6mm。根據前文分析可知，在相同熱負載下，高補償器液面會增大蒸發器通過毛細芯向補償器的傳熱熱阻，不利于環路熱管的性能。而隨著熱負載的進一步增大，會使得加熱區域的熱通量進一步增大，底部加熱、頂部加熱下熱管的毛細芯蒸汽侵蝕區域增大。在相同熱負載下，這會增大蒸發器管殼向毛細芯的傳遞熱阻，從而間接增大蒸發器向環境的漏熱，減小實際作用在毛細芯工質蒸發的熱量，使環路熱管性能變差，同時抑制補償器液面的升高。如圖13所示，頂部加熱下的熱管的汽化潛熱量（27.25W）最小，蒸發器向補償器的漏熱（2.20W）最大，底部加熱及上下加熱下的潛熱量與蒸發器向補償器的漏熱量相近。因此，在兩者的共同作用下，頂部加熱下的熱管熱阻最大，底部加熱下的熱管和上下表面加熱下的熱管熱阻接近，頂部加熱、上下表面加熱下的熱管補償器液面最高。

綜上所述，不同加熱方式對環路熱管傳熱性能的影響為：①不同的加熱方式會改變同熱負載下的蒸發器內毛細芯的工質蒸發效率，改變工質循環速率，影響毛細芯內的氣液分布，從而改變環路熱管的性能；②在同熱負載下，不同加熱方式下的環路熱管會影響到蒸發器向補償器的漏熱，改變補償器液面高度。在相同熱負載下，補償器液面越高，補償器內的液體工質與毛細芯的接觸面積越大，蒸發器通過毛細芯向補償器的傳熱熱阻越小，這有利于蒸發器向補償器的漏熱增大。但是，蒸發器向補償器的漏熱增大會增大補償器的飽和壓力，阻礙液相工質的回流，從而抑制補償器液面的升高。

3 結論

本文實現了環路熱管的圓柱形蒸發器補償器的整體可視化，在頂部加熱、底部加熱、上下同時加熱3種不同的蒸發器加熱方式下，分別研究了環路熱管的啟動過程中蒸發器補償器內液位變化及工質相變過程，并對不同熱負載穩定工況下的補償器液面高度及熱阻變化的特性進行了研究，可以得到如下結論。

（1）不同的加熱方式使得蒸發器空腔內液相工質的主要相變模式不同，因而將環路熱管分為3種啟動模式：蒸發啟動模式、蒸發沸騰混合啟動模式、沸騰啟動模式。蒸發器空腔內液面下降的主要驅動力在于蒸發器空腔內的壓力。受到氣體工質的可壓縮性的影響，當蒸發器空腔液面高于氣體管線時，蒸發器溫度迅速升高，工質循環傳遞的熱量小。當空腔內液面低于氣體管線時，蒸發器溫度趨于穩定，氣相工質進入冷凝器，冷凝器入口溫度快速升高。

（2）3種不同的啟動方式中，蒸發啟動模式下的熱管啟動時間最長，歷時2370s，蒸發沸騰混合啟動模式下的熱管啟動時間（760s）最短，沸騰啟動模式下為1180s。環路熱管的啟動速度與蒸發器空腔內的初始液面及其平均液體消失速度密切相關。蒸發器空腔內初始液面越高，平均液體消失速度越小，環路熱管啟動越慢。

（3）通過對比3種不同加熱方式下的環路熱管穩定工況發現，不同的加熱方式會改變同熱負載下蒸發器內毛細芯的工質蒸發效率，影響毛細芯內的氣液分布，改變環路熱管的性能；在同熱負載下，不同加熱方式下的環路熱管改變補償器液面高度，影響蒸發器向補償器的漏熱，進而影響環路熱管的性能。

在環路熱管的實際應用中，可以根據工程需求選擇不同的蒸發器加熱方式。底部加熱的方式更適合低熱負載的應用工況；而上下表面同時加熱的方式可使蒸發器溫度分布均勻，有利于環路熱管的快速啟動。在熱負載較大時，環路熱管加熱方式對其傳熱性能影響不大。