異形整體式熱管散熱器傳熱實驗與分析

董梁，徐偉強，李倩倩

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異形整體式熱管散熱器傳熱實驗與分析

董梁，徐偉強，李倩倩

（北京航空航天大學(xué)航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京100191）

針對電子電氣設(shè)備散熱和均溫的需求，提出了一種新型結(jié)構(gòu)形式的異形整體熱管散熱器：平板熱管形式的蒸發(fā)段與具有高肋化比翅片的冷凝銅管集成。對該熱管進行了傳熱實驗與分析，研究熱管在不同工況下溫度數(shù)值及分布，探究影響熱管性能的因素和規(guī)律，驗證其傳熱能力。結(jié)果表明：在各種工況下熱管溫差始終在1.75℃之內(nèi)，均溫性能良好。加熱功率和對流散熱狀況對熱管啟動性能、總體熱阻、當(dāng)量熱導(dǎo)率、傳熱系數(shù)都有影響。隨著加熱功率和對流速度增加，熱管啟動時間和熱阻均降低，當(dāng)量熱導(dǎo)率和傳熱系數(shù)則逐漸上升。熱阻最低為0.189℃·W-1，最佳當(dāng)量熱導(dǎo)率為20964 W·m-1·K-1。相比于同等尺寸的傳統(tǒng)熱管，熱阻降低了37%，傳熱效率提升15%。

熱管；傳熱；熱阻；當(dāng)量熱導(dǎo)率

引 言

各領(lǐng)域的運行控制系統(tǒng)越來越復(fù)雜，設(shè)備性能、功率越來越高，這是現(xiàn)代電子電氣設(shè)備發(fā)展的趨勢。此外電子電氣設(shè)備的集成度越來越高，單個設(shè)備艙內(nèi)往往存在多個器件熱源。設(shè)備的可靠性很大程度上取決于其溫度水平，溫度分布不均或過于集中均會對設(shè)備造成損壞或性能損失。電子電氣設(shè)備的主要失效形式之一是熱失效,有的器件在環(huán)境溫度升高10℃時，失效率增大1倍以上，被稱為10℃法則[1]。據(jù)統(tǒng)計，電子設(shè)備的失效有55%是溫度超過標(biāo)準(zhǔn)值引起的。必須采取有效措施進行高效散熱來保證設(shè)備正常運行。熱管作為高效傳熱器件，在各溫控領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，成為散熱的有效方式之一。熱管是20世紀(jì)60年代發(fā)展起來的傳熱器件，具有高導(dǎo)熱性。由于其結(jié)構(gòu)簡單、工作可靠、質(zhì)量輕、效率高，在航空航天、熱能回收、溫度控制、太陽能集熱等各領(lǐng)域中得到廣泛應(yīng)用[2]。特別是在航空航天領(lǐng)域中，熱管作為其控制系統(tǒng)的核心部件得到了普遍的重視與研究[3-4]。在某些特殊場合，普通結(jié)構(gòu)形式熱管已經(jīng)不能滿足需求，對熱管的優(yōu)化改進與實驗研究已經(jīng)成為近來工程熱學(xué)領(lǐng)域的一項重要課題[5]。眾多科研人員針對熱管研究做了大量工作。林貴平等[6-7]對重力輔助環(huán)路熱管進行了一系列的實驗研究，獲取了其穩(wěn)態(tài)運行特性，并針對實驗過程中發(fā)現(xiàn)的溫度波動現(xiàn)象進行了分析。曹小林等[8]設(shè)計了一種新型重力熱管并進行了相關(guān)實驗研究，證明了其可行性。趙耀華等[9]對一種平板式蒸汽腔與微熱管陣列組合式熱管進行了傳熱特性研究，并將其應(yīng)用于大功率LED的散熱。白敏麗等[10]為滿足大功率臺式計算機CPU的冷卻要求，提出了集成熱管散熱器的新概念，并用CFD數(shù)值模擬驗證了熱管的性能，新結(jié)構(gòu)的集成熱管散熱器熱阻達0.2℃·W-1，滿足性能要求。彭玉輝等[11]在兩相虹吸熱管中添加了納米顆粒并進行實驗研究，結(jié)果表明傳熱系數(shù)得到大幅提高。Mohamed等[12]針對計算機提出一種U形集成熱管，并通過實驗、理論分析及軟件仿真驗證了集成熱管的可靠性。呂倩[13]研究了9種不同熱管式冷板在空氣條件下的傳熱特性和使用壽命，可為機載電子設(shè)備熱管的選擇和設(shè)計提供依據(jù)。以上研究主要集中在對單一普通熱管或平板熱管強化傳熱研究或結(jié)構(gòu)改進上，對集成式熱管散熱器的研究大多是穿接熱管散熱或是埋嵌式熱管散熱方式，未實現(xiàn)真正的內(nèi)部一體化設(shè)計集成。一些研究者也將平板熱管與冷凝管整合，但結(jié)構(gòu)形式為平板式熱管垂直于冷凝段。

本文提出了一種新式集成式熱管——異形整體式熱管散熱器，并對其進行了傳熱實驗與分析，探討了不同Reynolds數(shù)和加熱功率等對熱管傳熱性能的影響，為熱管的后續(xù)研究提供依據(jù)。

1 異形整體式熱管散熱器設(shè)計及物理模型

熱管的設(shè)計包括熱管幾何結(jié)構(gòu)設(shè)計，管殼、吸液芯、工質(zhì)等材料的選擇以及傳熱能力和強度校核計算。電子設(shè)備的工作范圍一般為200～350 K，在此范圍內(nèi)工質(zhì)為水完全能夠滿足要求[2]。熱管結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，冷凝段采用多根冷凝銅管叉排布置，并如圖1（b）所示構(gòu)成間距為36 mm的等邊三角形布局以提高散熱效率。蒸發(fā)段采用類均溫板式結(jié)構(gòu)，內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1(c)所示，整個工質(zhì)腔相互聯(lián)通，內(nèi)部工質(zhì)流動由一維變?yōu)槎S或三維，有利于在蒸發(fā)段實現(xiàn)均溫效果，同時大的工質(zhì)腔也減小了液-汽界面的摩擦力，有利于工質(zhì)汽化[14]。蒸發(fā)段的結(jié)構(gòu)形式也是該熱管的創(chuàng)新之處：平板蒸發(fā)段與具有高肋化比翅片的冷凝銅管集成在一起，不僅省去了中間傳熱環(huán)節(jié)的附屬設(shè)備，而且使得結(jié)構(gòu)更加緊湊。單個或多個熱源可通過表面定位孔直接固定在蒸發(fā)段上，保證蒸發(fā)段直接與熱源充分接觸，具有更高的傳熱效率。冷凝銅管外壁采用矩形整體銅質(zhì)翅片進行強化換熱。熱管殼體及翅片材料均選用紫銅，因為在所有非貴重金屬中銅的熱導(dǎo)率最高，為385 W·m-1·K-1。蒸發(fā)段內(nèi)壁和冷凝銅管內(nèi)壁均有一層銅粉燒結(jié)芯來提供足夠的毛細壓力保證傳熱效果。燒結(jié)銅粉粒徑為0.074～0.125 mm，孔隙率46%，熱管內(nèi)壁燒結(jié)層及燒結(jié)銅粉電鏡圖如圖2 所示。

熱管主要參數(shù)如表1所示。整體式翅片數(shù)量為95片，冷凝段總的散熱表面積約2.2041 m2。

表1 熱管結(jié)構(gòu)參數(shù)

2 熱管實驗分析

傳熱實驗是研究熱管的主要手段之一，通過實驗可以獲取熱管的啟動過程、工作狀態(tài)、壁面溫度分布及其傳熱極限?？煞治龅玫綗峁苄阅軈?shù)（熱管熱阻和當(dāng)量熱導(dǎo)率），并探究熱管傳熱規(guī)律及影響因素。由于熱管內(nèi)部傳熱過程復(fù)雜，涉及液膜傳熱、相變傳熱等，在本研究中將熱管蒸發(fā)段和冷凝段環(huán)節(jié)耦合在一起，通過實驗測定熱管的溫度分布并以此來計算熱管各部分熱阻和熱導(dǎo)率。

熱管實驗方案如圖3所示，自然對流散熱實驗臺如圖4所示。實驗器材包括外加風(fēng)道、軸流式風(fēng)扇、功率顯示儀、熱源、K型熱電偶、多通道數(shù)據(jù)記錄儀及計算機。熱源采用聚酯亞胺加熱膜并通過變壓器調(diào)節(jié)獲取不同的加熱功率。熱管表面布置多個熱電偶測量溫度分布，另有一熱電偶測量周圍環(huán)境溫度，熱電偶布置方案如圖3圓點所示，K型熱電偶的測量誤差為±0.5℃。熱管強制對流采用軸流式風(fēng)扇（型號為DB15051）。

2.1 傳熱分析

類似于電力學(xué)中的電阻，在傳熱學(xué)中通常使用熱阻來衡量阻礙熱量傳遞的能力。為了更好地分析該異形整體熱管散熱器的性能，建立如圖5所示的該熱管的熱阻網(wǎng)絡(luò)模型。熱阻和熱導(dǎo)率的通用計算式如下

式中，D為兩部分之間的平均溫差，℃。

圖5中b為熱源的溫度，通過將熱電偶埋入熱源中心處測得，即圖3中的1、2、3和4，并采用四者的算術(shù)平均值作為熱源計算值；e表征蒸發(fā)段的平均溫度，取蒸發(fā)段多個測量點溫度（圖3中5678）的算術(shù)平均值。熱源和蒸發(fā)段壁板之間的熱阻sp表示為

式中，con為熱源和蒸發(fā)段壁面的接觸熱阻，在實驗中熱源與蒸發(fā)段表面緊密接觸且兩者之間涂有導(dǎo)熱硅脂，文獻[15]顯示，銑削或磨削形成的銅表面接觸熱阻量級為10-4，遠低于其他熱阻，在熱阻計算過程中可將其忽略，對總熱阻影響不大。蒸發(fā)段和冷凝段之間的傳遞熱阻表示為

式中，c為冷凝段的平均溫度，數(shù)值為6個溫度采集點（圖3中的9～14）的平均值。如圖5所示，假設(shè)來自蒸發(fā)段的總熱量均勻地分布到了10根冷凝銅管中，即1=2=…=10=/10。翅片散熱熱阻f表示為

式中，a為周圍環(huán)境的溫度，即圖3中的溫度15。由熱阻網(wǎng)絡(luò)模型可看出整個熱管的熱量傳遞路徑為串并聯(lián)形式并存，則熱管總熱阻t表示為

異形整體式熱管散熱器的當(dāng)量熱導(dǎo)率計算公式為

其中，D=a-e，有效長度eff=a+0.5(e+c)。

在自然對流情況下整體式翅片管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)采用文獻[16]的Nusselt數(shù)關(guān)聯(lián)式來計算

對于強制對流采用Gogolin[17]提出的整體式翅片管束外的傳熱系數(shù)計算公式

式中，Reynolds數(shù)=udeq/，為凈通道截面的空氣流速，與迎面風(fēng)速的關(guān)系為=u/，=(-0)(f-f)/(f)。是與結(jié)構(gòu)尺寸有關(guān)的系數(shù)，取值范圍為0.412～0.0475，本實驗中取值0.2635。當(dāng)量直徑的計算參考式為

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

2.2 實驗結(jié)果分析

圖6為實驗過程中熱管溫度（beca）在不同功率和對流條件下的變化歷程。從b曲線可看出熱管啟動5 min內(nèi)溫度即保持恒定，進入穩(wěn)定工作狀態(tài)，在此過程中溫度先急劇升高然后逐漸變緩直至恒定，較短的變化過程反映出熱管的啟動性能良好。圖7為3 m·s-1風(fēng)速時熱管啟動過程，根據(jù)曲線斜率可以看出加熱功率會對啟動快慢造成影響：在同一對流散熱條件下，隨著加熱功率的變大熱管的啟動時間縮短。這是由于在啟動過程中，當(dāng)加熱功率較低時，熱管蒸發(fā)段液池內(nèi)核態(tài)沸騰不穩(wěn)定，氣泡周期性的形成和破裂導(dǎo)致熱管管壁溫度周期性波動，出現(xiàn)間歇性沸騰。而在加熱功率較大時，這種現(xiàn)象基本不會發(fā)生[18]。

圖8為強制對流時蒸發(fā)段和冷凝段的溫差變化曲線，在整個實驗過程中溫差始終在0.1～1.75℃之間波動，這說明熱管工作過程中表面溫度分布均勻，未出現(xiàn)明顯的溫度梯度，具有很高的等溫特性。散熱器均勻的溫度場可以均勻散熱并提供更大的有效散熱面積，從而獲得更高的散熱效率。

圖9為熱管熱阻隨加熱功率和外部散熱狀況的變化規(guī)律。在自然對流狀態(tài)下，總熱阻t隨加熱功率變大先逐步降低，在加熱功率為150 W時達到最低值，為0.355℃·W-1。但當(dāng)加熱功率為200 W和250 W時，熱阻再次變大，原因可能是熱源功率過高導(dǎo)致熱管蒸發(fā)段部分出現(xiàn)工質(zhì)干涸現(xiàn)象，導(dǎo)致出現(xiàn)較高的蒸汽流動阻力[19]。強制對流時總熱阻相對于自然對流時大幅降低，并在250 W和3 m·s-1時達到最低0.189℃·W-1?？偀嶙枋芗訜峁β屎蛷娭茖α魉俣鹊挠绊?，隨著兩者的增大而逐漸降低。

圖10表示了熱管在啟動過程中當(dāng)量熱導(dǎo)率eff隨加熱功率的變化規(guī)律。在啟動初期，當(dāng)量熱導(dǎo)率非常大，接近105數(shù)量級；之后當(dāng)量熱導(dǎo)率逐漸降低，最后維持在一個穩(wěn)定的數(shù)值。當(dāng)量熱導(dǎo)率也受到加熱功率的影響，當(dāng)穩(wěn)定后，加熱功率越大則當(dāng)量熱導(dǎo)率越大，這是因為管壁表面汽化核心越多，生成氣泡的頻率越快，工質(zhì)汽化越快，啟動越快，當(dāng)量熱導(dǎo)率也越大[20]。本次實驗中最大當(dāng)量熱導(dǎo)率可達到20964 W·m-1·K-1。

圖11為熱通量及傳熱系數(shù)之間的關(guān)系。熱管的自然對流傳熱系數(shù)受加熱功率的影響，隨加熱功率的增大而逐步增大，在加熱功率為150 W時可由式（7）計算得nc達到14.202 W·m-2·K-1。與現(xiàn)有的非集成式熱管的熱傳遞性能相比，該新型熱管的傳熱系數(shù)平均提高了15%。傳熱性能提升的主要原因是該熱管提供了均勻的溫度場可以均勻散熱并提供更大的有效散熱面積，從而獲得更高的散熱效率和表面散熱傳熱系數(shù)。其次是整體采用叉排布置的冷凝銅管和整體式翅片更加有利于散熱器和空氣的對流散熱。圖12為強制對流時的傳熱系數(shù)fc與Reynolds數(shù)（強制對流速度）的關(guān)系。由圖可知，fc隨Reynolds數(shù)的增大而逐漸增大，當(dāng)強制對流速度為5 m·s-1且加熱功率為250 W時，fc的數(shù)值由式（10）計算得到為97.36 W·m-2·K-1。

3 結(jié) 論

（1）通過熱管傳熱實驗分析了所設(shè)計的異形整體式熱管散熱器的傳熱和均溫特性。結(jié)果表明加熱功率和對流速度對熱管熱阻和當(dāng)量熱導(dǎo)率均有影響。熱管散熱器整體熱阻隨加熱功率和對流速度的增大而增大，而當(dāng)量熱導(dǎo)率隨加熱功率和對流速度的增大而減小。在最佳工況下，熱管的當(dāng)量熱導(dǎo)率為20964 W·m-1·K-1，是銅的54倍，熱阻為0.189℃·W-1，傳熱效率極高。整個實驗過程中蒸發(fā)段和冷凝段的溫差始終未超過1.75℃，表明該熱管的均溫特性良好。

（2）該熱管集成了平板冷管和翅片管，結(jié)構(gòu)緊湊，內(nèi)部最大限度地縮短了傳熱路徑，降低了熱阻，提高了該裝置的散熱效率。相比于傳統(tǒng)熱管，熱阻降低了37%，冷凝段傳熱系數(shù)提升15%，傳熱效率得到較大提升。為熱管設(shè)計提供了一種簡單的思路，同時也提供了一套簡單可行的實驗分析和數(shù)值計算方法，為進一步分析內(nèi)部傳熱機理和優(yōu)化設(shè)計提供了依據(jù)。

符 號 說 明

A——熱管面積, m2 C——常數(shù)系數(shù) deq——翅片當(dāng)量直徑，m d0——翅片根部直徑，m Gr——Grashof數(shù) g——重力加速度，m·s-2 Keff——當(dāng)量熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1 La, Lc, Le, Leff,Lf——分別為熱管絕熱段、冷凝段、蒸發(fā)段、有效長度及翅片寬度，m l——熱管特征長度，m Pr——Prandtl數(shù) Q, Q1——傳熱量，W Rb, Rcon, Rf——分別為蒸發(fā)壁板擴散熱阻、接觸熱阻、翅片散熱熱阻，℃·W-1 Rh, Rt, Rsp——分別為蒸發(fā)段與冷凝段熱阻、總熱阻和熱源蒸發(fā)段之間熱阻，℃·W-1 Ra——Rayleigh數(shù) s, sf——分別為翅片管間距和翅片節(jié)距，m Ta, Tb, Tc, Te——分別為環(huán)境溫度、熱源溫度、冷凝段溫度、蒸發(fā)段溫度，℃ u, uy——分別為凈通道截面的空氣流速和迎面風(fēng)速，m·s-1 a——氣體膨脹系數(shù)，K-1 df——翅片厚度，m e——凈面比 l——空氣熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1 m——空氣動力黏度，N·s·m-1 r——空氣密度，kg·m-3 u——空氣運動黏度，m2·s-1 下角標(biāo) a——環(huán)境的 b——熱源基準(zhǔn) c——冷凝段 con——接觸的 e——蒸發(fā)段 eff——有效的 eq——當(dāng)量 f——翅片 fc——強制對流 h——熱管傳輸 nc——自然對流 sp——熱源和平板 t——總的 y——迎面風(fēng) 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。

聯(lián)系人：徐偉強。第一作者：董梁（1990—），男，碩士研究生。