大管径闭环脉动热管传热特性研究

韩晓红 郑豪策 王学会 高 旭 鹿 丁 陈光明

(1浙江大学制冷低温研究所浙江省制冷与低温技术重点实验室 杭州 310027)

(2航天低温推进剂技术国家重点实验室 北京 100028)

1 引言

脉动热管作为一种新型高效传热元件，在20世纪由日本学者Akachi［1］提出，因其具有结构简单可靠、性能高效等特性而受到国内外的广泛关注［2-3］。脉动热管由一根细长的管道通过弯折成多个弯头而制成，其热量的传递是通过管道内部的气塞和液塞之间的振荡实现的。为了使得脉动热管内部能够形成稳定的气塞和液塞分布状态，脉动热管的管径具有上限［4-5］。

脉动热管的启动与运行过程是一个不稳定的动态传热传质过程，受诸多因素的影响，如脉动热管管径［6］、工质物性［7］、加热功率［6-8］、倾斜角［9］、充液率［10-13］等，研究人员对此作了大量的实验研究。Yang［9］等对内径为1 mm、2 mm的脉动热管的烧干特性进行了分析和研究，结果表明烧干特征会严重影响脉动热管的传热性能，同时发现脉动热管的烧干极限随着管径的增大而上升。Charoensawan［10］、Rittidech［11］、Qu［12］等通过实验比较不同内径(内径小于 3 mm)的脉动热管传热性能，发现脉动热管的最大传热量随管径的增加而增大。同时，Kwon［13］等通过研究变管径单回路脉动热管(内径为1.2 mm/2.2 mm等)，发现变管径回路相对原有单一小内径回路，可以有效地增强其换热性能。从以上的文献［6-13］中可以看出，对于脉动热管的研究主要集中于小管径(内径小于等于3 mm)脉动热管的传热性能，而大管径脉动热管在相同充液率下工质的热容量较高，且在高热流密度下具有不易烧干的传热优势，因此加强对于大管径脉动热管的研究具有非常重要的意义。但到止前为止，针对管径大于3 mm脉动热管的传热特性及影响其传热特性因素的研究还非常少，目前公开的文献中有Nandan Saha［14］对影响内径为4 mm的单回路脉动热管传热性能的因素(充液率、倾角)开展了研究。但其研究是以单回路脉动热管作为研究对象，无法完全揭示大管经脉动管的传热特性，需要进一步对多回路脉动热管进行实验研究。

基于此，本文的主要目的是以内径为4 mm、弯头数为10的脉动热管作为研究对象，通过实验的手段对该脉动热管的启动特性、热流密度及充液率对传热性能的影响进行研究，同时将该结果与管内径为2 mm、10个弯头的脉动热管的传热性能进行对比分析。以上研究将为大管径脉动热管的应用打下坚实的基础。

2 实验设计

2.1 实验装置与步骤

本研究采用图1所示脉动热管实验装置。该实验装置主要由4个系统组成:脉动热管系统、加热系统、冷却系统以及动态数据采集系统。在脉动热管系统中，采用内径为4 mm，外径为5 mm的紫铜管，通过折弯加工成具有10个“U”形折弯数的闭合回路。脉动热管的冷凝段、绝热段以及蒸发段的长度分别为80、90和80 mm。在绝热段以及蒸发段管道外侧，均包有耐高温的保温材料，以降低系统与环境换热造成的热量损失。在加热系统中，采用直径为0.3 mm、长度为10.6 m、电阻为103Ω的镍铬电热丝作为热源，通过控制交流变压器的电压输出来实现不同工况下的加热功率。在冷却系统中，冷却水通过冷却水水泵输送进入冷却水箱底部，从水箱另一侧上端出口排入恒温水槽。在动态数据采集系统中，蒸发段和冷凝段的温度采集选用T型热电偶，经过标定后其精度为±0.1℃。热电偶的布置如图1中所示，在冷却段、蒸发段分别布置有4个热电偶。加热段的输入功率记录采用功率表，其精度为0.5级。实验数据最终经过Agilent34970A(精度61/2)传输到PC机上。在整个实验研究过程中，脉动热管实验装置均保持竖直放置。

图1 脉动热管实验装置图Fig.1 Schematic diagram of the pulsating heat pipe experimental set-up

在实验准备阶段，为了防止管道内部堵塞现象的发生，采用酸液洗涤管道内部的氧化层，并利用高压氮气对管道内部的杂物进行吹除，此后进行脉动热管工质的充注。在实验开始阶段，利用真空泵将管道内部压力抽至1 Pa以下。实验工质采用去离子水，通过一次性注液用针筒向管内缓慢充注工质。通过控制充注量，设置脉动热管的充液率(filling ratio)分别为 0.3、0.4、0.5、0.6、0.7。通过调整交流变压器的输出电压，从而控制蒸发段输入功率从40 W变化至80、120、160、200、240 及280 W。在实验过程中，冷却水温度始终保持在20℃。

2.2 数据处理

脉动热管的换热性能通过热阻值进行评价。其中，热阻的定义式为:

式中，R为总热阻，℃/W;P为传热量，W;Te和Tc分别为蒸发段测点温度的平均值和冷凝段测点温度的平均值，℃，其计算公式为:

实际上，定义式中的脉动热管装置的热阻包含两个并联热阻部分，即管内工质传热热阻和铜管的导热热阻。在并联模块中，管内工质传热热阻相对较小，为整体热阻的主要部分，因而可以忽略铜管导热热阻，近似认为计算热阻即为工质的传热热阻。

在本实验数据处理过程中，将采用热流密度q替代蒸发段输入功率P来衡量传热量的大小。其中，热流密度的定义式为:

式中:q为热流密度，W/m2;P为加热功率，W;A为蒸发段面积，m2。

2.3 误差分析

由于本实验装置在蒸发段与绝热段外设置保温良好的绝热材料，本实验装置的最大热量损失为0.7 W，因而相对于蒸发段输入功率可以忽略不计。所选用T型热电偶的精度为±0.1℃，综合考虑热电偶的测温精度和所采用的采集仪器的精度，温度T的精度为±0.12℃。功率表的测量精度为±0.15 W。热阻R的误差精度计算公式如下［15］:

根据T与P的测量精度，计算得到热阻R的最大误差为3.75%。此外，随着加热功率的上升，误差会有所减小。

3 实验结果及分析讨论

3.1 脉动热管的启动特性

脉动热管的启动特性可以通过对脉动热管工作过程中壁面温度的变化分析进行研究。在实验过程中，通过分析比较不同热流密度下脉动热管的启动特性，发现当蒸发段的输入功率超过最小启动功率时，随着热流密度的增加，脉动热管的启动时间变短。同时，随着热流密度的增加，脉动热管的启动过程由温度突变型启动过渡至温度平稳型启动。

(1)温度突变型启动

图2所示为充液率为0.6、热流密度为2 924 W/m2时脉动热管冷凝段、蒸发段温度随时间变化曲线。从图2中可以看出，在脉动热管初始加热阶段，通过铜管导热，冷凝段与蒸发段温度急剧飞升至高于正常运行温度，同时热量得到不断积累。在此过程中，缓慢积累的热量不能提供足够的驱动力，因而液体工质无法完全克服毛细阻力产生振荡。当热量积累至一定水平后，蒸发段温度突降，冷凝段温度随之上升，此后脉动热管正式启动。在脉动热管稳定运行阶段，蒸发段与冷凝段的温度均保持在一定范围内振荡。此时热量的传递中相变换热份额上升，传热效果增强。这种启动方式通常在热流密度较小的工况下出现。因为脉动热管内的工质汽化需要足够的热量，所以在启动初始阶段有一个温度上升、热量积累的过程，同时最高温度高于正常运行温度。而在正常启动后，良好的换热性能使得蒸发段与冷凝段的温度发生降低，进而形成稳定的温度振荡。

图2 温度突变型启动Fig.2 Start-up pattern of temperature suddenly changed

(2)温度平稳型启动

相对温度突变型启动方式，温度平稳型启动过程中不存在温度突然降低过程，而是脉动热管蒸发段与冷凝段温度迅速上升正常运行温度后，平稳过渡至稳定工作状态。图3所示为充液率为0.6、热流密度为5 848 W/m2时脉动热管冷凝段、蒸发段温度随时间变化曲线。在此热流密度下，启动过程为温度平稳型启动。这种启动方式通常在热流密度比较高的条件下产生，此时脉动热管内的工质能够得到足够的热量而产生驱动力，推动管内工质流动，从而实现管内的温度振荡。

3.2 热流密度对脉动热管传热性能的影响

图3 温度平稳型启动Fig.3 Start-up pattern of temperature steadily changed

在本实验过程中，蒸发段输入功率的大小决定了传热量的大小，是影响脉动热管启动和传热性能的重要因素。当热流密度过低时，不能产生稳定的温度振荡，脉动热管的传热能力也较差。当热流密度足够高时，闭合回路型脉动热管能实现稳定的温度振荡。图4所示为脉动热管的热阻随蒸发段热流密度的变化规律图。从图4中可以看出，在运行过程中脉动热管的热阻随着热流密度的升高而降低。开始阶段热阻下降较快，随后渐渐趋于平缓。其中在充液率为0.4、热流密度为10 250 W/m2的工况下得到最小热阻为0.24℃/W。这是由于随着热流密度的升高，管内工质的流动速度上升，从而使得循环加快;管内工质的流态从塞状流逐渐转变为稳定的环状流，其换热性能得到提升。

图4 热阻随热流密度变化规律图Fig.4 Variation of thermal resistance with heat flux at different filling ratios

在本实验研究过程中，在热流密度为10 250 W/m2时仍然没有观察到脉动热管蒸发段温度的急剧上升，也就是说其内部并未发生大面积的烧干现象。但是，由于管内气液塞分布不均匀及各弯头处温度变化不一致，在脉动热管运行过程中仍然观察到了局部烧干。图5所示为脉动热管在充液率为0.5、热流密度为7 310 W/m2时蒸发段温度变化图。从图5可知热电偶T8与T5均在加热过程发生温度飞升，说明壁管此时出现局部烧干现象。此时在蒸发段中气塞管壁处的液膜由于无法及时散热而导致液膜破裂，同时相邻液塞无法及时补充而至局部烧干，传热性能下降。此后，随着工质震荡的进行，相邻的液塞工质填补至液膜烧干处，使得局部烧干部位温度迅速下降，重新回归正常工作状态。

图5 蒸发段局部烧干图Fig.5 local dry-out at evaporation section

3.3 充液率对脉动热管传热性能的影响

当脉动热管的充液率较低时，此时脉动热管内部气塞多而液塞少，虽然此时气塞能够提供足够的驱动力，但是由于液塞较少导致脉动热管的总传热量也较少。同时，气塞较多也会使得脉动热管在较高的热流密度下易出现局部烧干。当管内的充液率较高时，管内工质的增加会使得流动摩擦阻力增大。同时，气塞的减少会导致脉动热管驱动力减少，使得管内脉动循环速度降低以及传热能力降低。图6所示为脉动热管的热阻在不同热流密度下，随充液率变化的规律。从图6中可以发现，在不同热流密度下，脉动热管均存在着一个最佳的充液率，且该最佳充液率约为0.4，此时脉动热管中液相工质的传热量与气相工质的驱动力取得良好的平衡。当充液率为0.3¯0.4时，随着充液率上升，热阻减少且换热性能得到提高;充液率大于0.4以后，随着充液率的上升，热阻呈现上升趋势。

图6 不同热流密度下热阻随充液率变化图Fig.6 Variation of thermal resistance with filling ratio at different heat flux

3.4 管径对脉动热管传热性能的影响

为了进一步研究脉动热管的管径大小对脉动热管传热性能的影响，本文对比了管径大小分别为2 mm和4 mm的脉动热管的热阻，其中管径为2 mm的实验数据来自文献［7］，对比结果如图7所示。从图7中可以看出，当脉动热管的管径大小为2 mm和4 mm时，脉动热管的热阻均随着热流密度的增大而减小。同时，在相同热流密度下，内径为4 mm的脉动热管热阻相对内径为2 mm的脉动热管热阻降低约30%¯50%。这是因为:首先，随着脉动热管的管径从2 mm增大到4 mm，脉动热管的管内容积增大4倍，在相同充液率下，4 mm管径的脉动热管包含有更多的液体工质。因此，在脉动热管换热过程中，4 mm管径的脉动热管可以通过更多的工质带走蒸发段的热量，减小蒸发段与冷凝段的温差，从而使得其热阻值低于2 mm脉动热管的热阻值;其次，对于小管径脉动热管，其管内工质运动过程中的流动阻力相对较大，需要更大的热驱动力实现管内工质的振荡运动，因此在相同的热流密度下，其热阻值较高。

4 结论

本文设计并搭建了内径为4 mm、弯头数为10的脉动热管实验装置，并通过实验研究分析了充液率、热流密度对脉动热管传热性能的影响。同时，通过与2 mm管径的脉动热管传热性能相比较，分析了大管径脉动热管的性能优势。本论文主要的结论如下:

图7 不同内径下热阻随热流密度变化图Fig.7 Variation of thermal resistance of PHPs with different diameters with heat flux

(1)在脉动热管启动过程中，随着加热热流密度的增加，脉动热管的启动过程由温度突变型启动过渡至温度平稳型启动。

(2)运行过程中，脉动热管的热阻随着热流密度的升高而降低。开始阶段热阻下降较快，随后渐渐趋于平缓，其中在充液率为0.4、热流密度为10 250 W/m2的工况下得到最小热阻为0.24℃/W。在低热流密度下，蒸发段会偶尔出现局部烧干，但之后由于工质振荡而回归正常工作状态。

(3)对于本实验研究所采用的脉动热管，在热流密度为2 928¯10 250 W/m2范围内时，其最佳充液率为 0.4。

(4)4 mm内径脉动热管与2 mm内径脉动热管的热阻随着热流密度的变化趋势相同。在相同热流密度下，内径为4 mm的脉动热管热阻小于内径为2 mm的脉动热管热阻。

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