异形整体式热管散热器传热实验与分析

董梁，徐伟强，李倩倩



异形整体式热管散热器传热实验与分析

董梁，徐伟强，李倩倩

（北京航空航天大学航空科学与工程学院，北京100191）

针对电子电气设备散热和均温的需求，提出了一种新型结构形式的异形整体热管散热器：平板热管形式的蒸发段与具有高肋化比翅片的冷凝铜管集成。对该热管进行了传热实验与分析，研究热管在不同工况下温度数值及分布，探究影响热管性能的因素和规律，验证其传热能力。结果表明：在各种工况下热管温差始终在1.75℃之内，均温性能良好。加热功率和对流散热状况对热管启动性能、总体热阻、当量热导率、传热系数都有影响。随着加热功率和对流速度增加，热管启动时间和热阻均降低，当量热导率和传热系数则逐渐上升。热阻最低为0.189℃·W-1，最佳当量热导率为20964 W·m-1·K-1。相比于同等尺寸的传统热管，热阻降低了37%，传热效率提升15%。

热管；传热；热阻；当量热导率

引 言

各领域的运行控制系统越来越复杂，设备性能、功率越来越高，这是现代电子电气设备发展的趋势。此外电子电气设备的集成度越来越高，单个设备舱内往往存在多个器件热源。设备的可靠性很大程度上取决于其温度水平，温度分布不均或过于集中均会对设备造成损坏或性能损失。电子电气设备的主要失效形式之一是热失效,有的器件在环境温度升高10℃时，失效率增大1倍以上，被称为10℃法则[1]。据统计，电子设备的失效有55%是温度超过标准值引起的。必须采取有效措施进行高效散热来保证设备正常运行。热管作为高效传热器件，在各温控领域得到广泛应用，成为散热的有效方式之一。热管是20世纪60年代发展起来的传热器件，具有高导热性。由于其结构简单、工作可靠、质量轻、效率高，在航空航天、热能回收、温度控制、太阳能集热等各领域中得到广泛应用[2]。特别是在航空航天领域中，热管作为其控制系统的核心部件得到了普遍的重视与研究[3-4]。在某些特殊场合，普通结构形式热管已经不能满足需求，对热管的优化改进与实验研究已经成为近来工程热学领域的一项重要课题[5]。众多科研人员针对热管研究做了大量工作。林贵平等[6-7]对重力辅助环路热管进行了一系列的实验研究，获取了其稳态运行特性，并针对实验过程中发现的温度波动现象进行了分析。曹小林等[8]设计了一种新型重力热管并进行了相关实验研究，证明了其可行性。赵耀华等[9]对一种平板式蒸汽腔与微热管阵列组合式热管进行了传热特性研究，并将其应用于大功率LED的散热。白敏丽等[10]为满足大功率台式计算机CPU的冷却要求，提出了集成热管散热器的新概念，并用CFD数值模拟验证了热管的性能，新结构的集成热管散热器热阻达0.2℃·W-1，满足性能要求。彭玉辉等[11]在两相虹吸热管中添加了纳米颗粒并进行实验研究，结果表明传热系数得到大幅提高。Mohamed等[12]针对计算机提出一种U形集成热管，并通过实验、理论分析及软件仿真验证了集成热管的可靠性。吕倩[13]研究了9种不同热管式冷板在空气条件下的传热特性和使用寿命，可为机载电子设备热管的选择和设计提供依据。以上研究主要集中在对单一普通热管或平板热管强化传热研究或结构改进上，对集成式热管散热器的研究大多是穿接热管散热或是埋嵌式热管散热方式，未实现真正的内部一体化设计集成。一些研究者也将平板热管与冷凝管整合，但结构形式为平板式热管垂直于冷凝段。

本文提出了一种新式集成式热管——异形整体式热管散热器，并对其进行了传热实验与分析，探讨了不同Reynolds数和加热功率等对热管传热性能的影响，为热管的后续研究提供依据。

1 异形整体式热管散热器设计及物理模型

热管的设计包括热管几何结构设计，管壳、吸液芯、工质等材料的选择以及传热能力和强度校核计算。电子设备的工作范围一般为200～350 K，在此范围内工质为水完全能够满足要求[2]。热管结构如图1（a）所示，冷凝段采用多根冷凝铜管叉排布置，并如图1（b）所示构成间距为36 mm的等边三角形布局以提高散热效率。蒸发段采用类均温板式结构，内部结构如图1(c)所示，整个工质腔相互联通，内部工质流动由一维变为二维或三维，有利于在蒸发段实现均温效果，同时大的工质腔也减小了液-汽界面的摩擦力，有利于工质汽化[14]。蒸发段的结构形式也是该热管的创新之处：平板蒸发段与具有高肋化比翅片的冷凝铜管集成在一起，不仅省去了中间传热环节的附属设备，而且使得结构更加紧凑。单个或多个热源可通过表面定位孔直接固定在蒸发段上，保证蒸发段直接与热源充分接触，具有更高的传热效率。冷凝铜管外壁采用矩形整体铜质翅片进行强化换热。热管壳体及翅片材料均选用紫铜，因为在所有非贵重金属中铜的热导率最高，为385 W·m-1·K-1。蒸发段内壁和冷凝铜管内壁均有一层铜粉烧结芯来提供足够的毛细压力保证传热效果。烧结铜粉粒径为0.074～0.125 mm，孔隙率46%，热管内壁烧结层及烧结铜粉电镜图如图2 所示。

热管主要参数如表1所示。整体式翅片数量为95片，冷凝段总的散热表面积约2.2041 m2。

表1 热管结构参数

2 热管实验分析

传热实验是研究热管的主要手段之一，通过实验可以获取热管的启动过程、工作状态、壁面温度分布及其传热极限。可分析得到热管性能参数（热管热阻和当量热导率），并探究热管传热规律及影响因素。由于热管内部传热过程复杂，涉及液膜传热、相变传热等，在本研究中将热管蒸发段和冷凝段环节耦合在一起，通过实验测定热管的温度分布并以此来计算热管各部分热阻和热导率。

热管实验方案如图3所示，自然对流散热实验台如图4所示。实验器材包括外加风道、轴流式风扇、功率显示仪、热源、K型热电偶、多通道数据记录仪及计算机。热源采用聚酯亚胺加热膜并通过变压器调节获取不同的加热功率。热管表面布置多个热电偶测量温度分布，另有一热电偶测量周围环境温度，热电偶布置方案如图3圆点所示，K型热电偶的测量误差为±0.5℃。热管强制对流采用轴流式风扇（型号为DB15051）。

2.1 传热分析

类似于电力学中的电阻，在传热学中通常使用热阻来衡量阻碍热量传递的能力。为了更好地分析该异形整体热管散热器的性能，建立如图5所示的该热管的热阻网络模型。热阻和热导率的通用计算式如下

式中，D为两部分之间的平均温差，℃。

图5中b为热源的温度，通过将热电偶埋入热源中心处测得，即图3中的1、2、3和4，并采用四者的算术平均值作为热源计算值；e表征蒸发段的平均温度，取蒸发段多个测量点温度（图3中5678）的算术平均值。热源和蒸发段壁板之间的热阻sp表示为

式中，con为热源和蒸发段壁面的接触热阻，在实验中热源与蒸发段表面紧密接触且两者之间涂有导热硅脂，文献[15]显示，铣削或磨削形成的铜表面接触热阻量级为10-4，远低于其他热阻，在热阻计算过程中可将其忽略，对总热阻影响不大。蒸发段和冷凝段之间的传递热阻表示为

式中，c为冷凝段的平均温度，数值为6个温度采集点（图3中的9～14）的平均值。如图5所示，假设来自蒸发段的总热量均匀地分布到了10根冷凝铜管中，即1=2=…=10=/10。翅片散热热阻f表示为

式中，a为周围环境的温度，即图3中的温度15。由热阻网络模型可看出整个热管的热量传递路径为串并联形式并存，则热管总热阻t表示为

异形整体式热管散热器的当量热导率计算公式为

其中，D=a-e，有效长度eff=a+0.5(e+c)。

在自然对流情况下整体式翅片管外表面传热系数采用文献[16]的Nusselt数关联式来计算

对于强制对流采用Gogolin[17]提出的整体式翅片管束外的传热系数计算公式

式中，Reynolds数=udeq/，为净通道截面的空气流速，与迎面风速的关系为=u/，=(-0)(f-f)/(f)。是与结构尺寸有关的系数，取值范围为0.412～0.0475，本实验中取值0.2635。当量直径的计算参考式为

eq=2(-0)(f-f)/[(-0)+ (f-f)] (11)

2.2 实验结果分析

图6为实验过程中热管温度（beca）在不同功率和对流条件下的变化历程。从b曲线可看出热管启动5 min内温度即保持恒定，进入稳定工作状态，在此过程中温度先急剧升高然后逐渐变缓直至恒定，较短的变化过程反映出热管的启动性能良好。图7为3 m·s-1风速时热管启动过程，根据曲线斜率可以看出加热功率会对启动快慢造成影响：在同一对流散热条件下，随着加热功率的变大热管的启动时间缩短。这是由于在启动过程中，当加热功率较低时，热管蒸发段液池内核态沸腾不稳定，气泡周期性的形成和破裂导致热管管壁温度周期性波动，出现间歇性沸腾。而在加热功率较大时，这种现象基本不会发生[18]。

图8为强制对流时蒸发段和冷凝段的温差变化曲线，在整个实验过程中温差始终在0.1～1.75℃之间波动，这说明热管工作过程中表面温度分布均匀，未出现明显的温度梯度，具有很高的等温特性。散热器均匀的温度场可以均匀散热并提供更大的有效散热面积，从而获得更高的散热效率。

图9为热管热阻随加热功率和外部散热状况的变化规律。在自然对流状态下，总热阻t随加热功率变大先逐步降低，在加热功率为150 W时达到最低值，为0.355℃·W-1。但当加热功率为200 W和250 W时，热阻再次变大，原因可能是热源功率过高导致热管蒸发段部分出现工质干涸现象，导致出现较高的蒸汽流动阻力[19]。强制对流时总热阻相对于自然对流时大幅降低，并在250 W和3 m·s-1时达到最低0.189℃·W-1。总热阻受加热功率和强制对流速度的影响，随着两者的增大而逐渐降低。

图10表示了热管在启动过程中当量热导率eff随加热功率的变化规律。在启动初期，当量热导率非常大，接近105数量级；之后当量热导率逐渐降低，最后维持在一个稳定的数值。当量热导率也受到加热功率的影响，当稳定后，加热功率越大则当量热导率越大，这是因为管壁表面汽化核心越多，生成气泡的频率越快，工质汽化越快，启动越快，当量热导率也越大[20]。本次实验中最大当量热导率可达到20964 W·m-1·K-1。

图11为热通量及传热系数之间的关系。热管的自然对流传热系数受加热功率的影响，随加热功率的增大而逐步增大，在加热功率为150 W时可由式（7）计算得nc达到14.202 W·m-2·K-1。与现有的非集成式热管的热传递性能相比，该新型热管的传热系数平均提高了15%。传热性能提升的主要原因是该热管提供了均匀的温度场可以均匀散热并提供更大的有效散热面积，从而获得更高的散热效率和表面散热传热系数。其次是整体采用叉排布置的冷凝铜管和整体式翅片更加有利于散热器和空气的对流散热。图12为强制对流时的传热系数fc与Reynolds数（强制对流速度）的关系。由图可知，fc随Reynolds数的增大而逐渐增大，当强制对流速度为5 m·s-1且加热功率为250 W时，fc的数值由式（10）计算得到为97.36 W·m-2·K-1。

3 结 论

（1）通过热管传热实验分析了所设计的异形整体式热管散热器的传热和均温特性。结果表明加热功率和对流速度对热管热阻和当量热导率均有影响。热管散热器整体热阻随加热功率和对流速度的增大而增大，而当量热导率随加热功率和对流速度的增大而减小。在最佳工况下，热管的当量热导率为20964 W·m-1·K-1，是铜的54倍，热阻为0.189℃·W-1，传热效率极高。整个实验过程中蒸发段和冷凝段的温差始终未超过1.75℃，表明该热管的均温特性良好。

（2）该热管集成了平板冷管和翅片管，结构紧凑，内部最大限度地缩短了传热路径，降低了热阻，提高了该装置的散热效率。相比于传统热管，热阻降低了37%，冷凝段传热系数提升15%，传热效率得到较大提升。为热管设计提供了一种简单的思路，同时也提供了一套简单可行的实验分析和数值计算方法，为进一步分析内部传热机理和优化设计提供了依据。

符 号 说 明

A——热管面积, m2 C——常数系数 deq——翅片当量直径，m d0——翅片根部直径，m Gr——Grashof数 g——重力加速度，m·s-² Keff——当量热导率，W·m-1·K-1 La, Lc, Le, Leff,Lf——分别为热管绝热段、冷凝段、蒸发段、有效长度及翅片宽度，m l——热管特征长度，m Pr——Prandtl数 Q, Q1——传热量，W Rb, Rcon, Rf——分别为蒸发壁板扩散热阻、接触热阻、翅片散热热阻，℃·W-1 Rh, Rt, Rsp——分别为蒸发段与冷凝段热阻、总热阻和热源蒸发段之间热阻，℃·W-1 Ra——Rayleigh数 s, sf——分别为翅片管间距和翅片节距，m Ta, Tb, Tc, Te——分别为环境温度、热源温度、冷凝段温度、蒸发段温度，℃ u, uy——分别为净通道截面的空气流速和迎面风速，m·s-1 a——气体膨胀系数，K-1 df——翅片厚度，m e——净面比 l——空气热导率，W·m-1·K-1 m——空气动力黏度，N·s·m-1 r——空气密度，kg·m-3 u——空气运动黏度，m2·s-1 下角标 a——环境的 b——热源基准 c——冷凝段 con——接触的 e——蒸发段 eff——有效的 eq——当量 f——翅片 fc——强制对流 h——热管传输 nc——自然对流 sp——热源和平板 t——总的 y——迎面风 0——翅片根部

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Experiment and simulation analysis of special-shaped overall heat pipe radiator

DONG Liang, XU Weiqiang, LI Qianqian

(School of Aeronautic Science and Engineering, Beihang University, Beijing 100191, China)

A new structured heat pipe radiator was designed with integration of the evaporator of flat heat pipes and the condenser of finned cupper cylinders, in order to meet the new requirements of heat dissipation and uniform temperature of electrical and electronic equipment. Heat transfer experiments and simulation analysis were performed to study temperature distribution across the heat pipe under various conditions, factors influencing performance and heat transfer capacity. Results showed good temperature control across the heat pipe with difference in the range of 1.75℃. Heating power and convection heat dissipation had influence on starting performance, overall thermal resistance, equivalent thermal conductivity and heat transfer coefficient. With the increase of heating power and convection rate, both start-up time and thermal resistance were decreased whereas equivalent coefficient of thermal conductivity and coefficient of heat transfer were increased. The minimum thermal resistance and the optimal equivalent thermal conductivity of the heat pipe were 0.189℃·W-1and 20964 W·m-1·K-1, respectively. Compared to traditional heat pipe of same dimensions, the new design had a reduction in thermal resistance by 37% and an increase in heat transfer coefficient by 15%.

heat pipe; heat transfer; heat resistance; equivalent thermal conductivity

2016-04-14.

XU Weiqiang, xwq@buaa.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20160483

TK 124

A

0438—1157（2016）10—4104—07

2016-04-14收到初稿，2016-07-14收到修改稿。

联系人：徐伟强。第一作者：董梁（1990—），男，硕士研究生。