劉蕾,袁博,崔晨乙,楊小平,魏進(jìn)家

(西安交通大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院,710049,西安)

環(huán)路熱管是一種高效的兩相傳熱裝置,具有無運(yùn)動部件、傳熱距離遠(yuǎn)和熱阻低等優(yōu)點(diǎn),已廣泛應(yīng)用于飛行器熱管理[1-2]、太陽能回收和利用[3-4]以及電子設(shè)備冷卻[5-6]等領(lǐng)域。

然而,現(xiàn)有的環(huán)路熱管結(jié)構(gòu)仍存在一些不足之處,其中熱泄漏是一個亟待解決的問題。熱泄漏是指部分施加到蒸發(fā)器的熱量通過壁面和毛細(xì)芯傳到補(bǔ)償腔,使補(bǔ)償腔內(nèi)工質(zhì)溫度上升的現(xiàn)象。嚴(yán)重的熱泄漏會提高蒸發(fā)區(qū)和環(huán)路熱管的運(yùn)行溫度,降低其控溫性能[7]。此外,熱泄漏在高熱負(fù)荷下更加明顯,這阻礙了進(jìn)一步提高環(huán)路熱管的傳熱極限[8]。采用不銹鋼、鋁合金等導(dǎo)熱率較低的材料制作蒸發(fā)器側(cè)壁可以減少通過側(cè)壁的熱泄漏。使用兩種不同導(dǎo)熱系數(shù)材料加工的復(fù)合毛細(xì)芯可在降低熱泄漏的同時保證蒸發(fā)效率,即毛細(xì)芯靠近蒸汽槽道側(cè)采用高導(dǎo)熱材料,而靠近補(bǔ)償腔側(cè)則采用低導(dǎo)熱材料[9]。雖然文獻(xiàn)中提出了多種減少熱泄漏的方法,但由于蒸發(fā)器壁面和毛細(xì)芯導(dǎo)熱現(xiàn)象始終存在,對于現(xiàn)有的蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)而言熱泄漏仍不可避免,因此及時移除泄漏到補(bǔ)償腔中的熱量具有重要意義。Pastukhov等[6]為補(bǔ)償腔配備了熱虹吸管來增強(qiáng)散熱。張紅星等[10]將相變材料容器貼于補(bǔ)償腔外殼,以吸收啟動過程中從蒸發(fā)器向補(bǔ)償腔的熱泄漏。賈卓杭等[11]將熱電制冷器的冷端緊貼在補(bǔ)償腔壁面上,以降低補(bǔ)償腔溫度。近年來,利用泵驅(qū)動低溫液體穿過補(bǔ)償腔帶走熱泄漏的方式也受到了廣泛關(guān)注[12-13]。

另一個問題是環(huán)路熱管的最大熱流密度還不能滿足某些大功率器件的散熱需求。為了提高最大熱流密度,許多學(xué)者對環(huán)路熱管的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化。Tharayil等[14]在蒸發(fā)器內(nèi)部設(shè)置了四條肋片以增加傳熱面積,該結(jié)構(gòu)最大熱負(fù)荷可達(dá)到380 W,相應(yīng)的熱流密度為95 W·cm-2。Jung等[15]在蒸發(fā)器的蒸汽槽道和補(bǔ)償腔之間增加了一條支路,利用旁通的蒸汽將補(bǔ)償腔中的液體推入毛細(xì)芯中,從而延遲毛細(xì)芯的干涸。Li等[16]設(shè)計(jì)了一款具有兩并聯(lián)冷凝器的環(huán)路熱管,并指出該結(jié)構(gòu)能獲得比單一冷凝器的環(huán)路熱管更高的傳熱能力和更低的熱阻。盡管學(xué)者們已經(jīng)進(jìn)行了大量研究來提高環(huán)路熱管的傳熱極限,但仍很難突破100 W·cm-2。

本研究的目的在于及時移除環(huán)路熱管的熱泄漏并提高其最大熱流密度,為此提出了耦合引射器和沸騰池的環(huán)路熱管結(jié)構(gòu)。其中引射器由蒸發(fā)器產(chǎn)生的蒸汽驅(qū)動,抽吸補(bǔ)償腔內(nèi)的熱液體以移除熱泄漏并為沸騰池供液,而加工了柱狀微結(jié)構(gòu)強(qiáng)化表面的沸騰池則是實(shí)現(xiàn)高熱流密度散熱的主要部件。實(shí)驗(yàn)研究了耦合引射器和沸騰池的環(huán)路熱管運(yùn)行特性,并定量評估了引射器對移除熱泄漏的貢獻(xiàn)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

耦合引射器和沸騰池的環(huán)路熱管結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要包括與補(bǔ)償腔一體的蒸發(fā)器、引射器、沸騰池、冷凝器、冷卻器和連接管路等。使用T型熱電偶對運(yùn)行溫度進(jìn)行測量,溫度測點(diǎn)位置如圖1中紅點(diǎn)所示,其中T1/T2和T6/T7分別位于蒸發(fā)器和沸騰池底板下表面的槽道中,用于測量底板與熱源貼合處的溫度,其他熱電偶粘貼在環(huán)路熱管外壁面。工質(zhì)為去離子水,充液率為75%。充液前用極限真空度為4×10-2Pa的真空泵去除熱管內(nèi)部的不凝結(jié)氣體。環(huán)路熱管和熱源均用陶瓷纖維紙包裹,散失到環(huán)境里的熱量不超過總熱負(fù)荷的10%。

(a)立體圖

蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)如圖2所示。毛細(xì)芯由平均粒徑約為80 μm的黃銅粉末燒結(jié)而成,孔隙率約為40%。補(bǔ)償腔尺寸為43 mm×31 mm×17 mm(長×寬×高),其側(cè)壁上開設(shè)有一個液體入口和一個液體出口,分別與液體管路Ⅱ和Ⅲ連接。液體出口設(shè)置有一個彎頭,并伸入補(bǔ)償腔內(nèi)液面以下。該彎頭能夠確保在不同充液率下從補(bǔ)償腔出口抽吸出來的都是液體,而且由于彎頭入口靠近毛細(xì)芯上表面,能夠增強(qiáng)毛細(xì)芯附近液體的流動,這不僅能夠降低毛細(xì)芯上表面的溫度,而且能促進(jìn)毛細(xì)芯上表面由于熱泄漏而產(chǎn)生的汽泡脫離。熱源為內(nèi)置電加熱棒的銅塊,加熱面積為34 mm×24 mm。

圖2 蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)圖

沸騰池是由紫銅底板和不銹鋼蓋板組成的方腔,其結(jié)構(gòu)如圖3所示。沸騰池內(nèi)部腔體尺寸約為23 mm×23 mm×11 mm(長×寬×高)。底板上表面的換熱區(qū)域用線切割加工了柱狀微結(jié)構(gòu),單個微柱的尺寸約為300 μm×300 μm×500 μm(長×寬×高),相鄰微柱的間距約為300 μm。沸騰池加熱面積為22 mm×22 mm。

(a)沸騰池結(jié)構(gòu)

引射器的結(jié)構(gòu)如圖4所示,由蒸汽噴嘴、液體噴嘴、混合腔和擴(kuò)散段組成。蒸發(fā)器產(chǎn)生的蒸汽經(jīng)過蒸汽噴嘴加速降壓后在蒸汽噴嘴出口位置形成低壓區(qū),抽吸補(bǔ)償腔內(nèi)的液體由液體噴嘴進(jìn)入混合腔。蒸汽在混合腔和擴(kuò)散段與過冷液體接觸并凝結(jié)[17]。引射器出口的液體通過液體管路Ⅰ進(jìn)入沸騰池。

圖4 引射器結(jié)構(gòu)圖

冷凝器和冷卻器均采用套管式換熱器。冷卻水溫度為(20±1) ℃,流量為3.0 L·min-1。冷凝器、冷卻器及連接管路的具體尺寸見表1。

表1 冷凝器、冷卻器及連接管路尺寸

根據(jù)Moffat提出的誤差傳遞公式[18]進(jìn)行了不確定度分析,結(jié)果如表2所示。

表2 各測量物理量的最大不確定度

2 結(jié)果與討論

2.1 變工況運(yùn)行特性

在耦合引射器和沸騰池的環(huán)路熱管中,沸騰池是主要的散熱部件。為了探究沸騰池的傳熱極限,進(jìn)行了變沸騰池?zé)嶝?fù)荷的實(shí)驗(yàn),其中蒸發(fā)器熱負(fù)荷維持在150 W或200 W,并逐步增加沸騰池?zé)嶝?fù)荷。

圖5展示了該環(huán)路熱管在變沸騰池?zé)嶝?fù)荷下的運(yùn)行曲線?？梢钥闯?環(huán)路熱管能夠成功啟動,但在蒸發(fā)器熱負(fù)荷為150 W時沸騰池底板存在一定程度的溫度過沖,這是由于蒸發(fā)器對沸騰池的液體供給不及時導(dǎo)致的。隨著蒸發(fā)器熱負(fù)荷增加至200 W,建立液體供給所需的時間減少,溫度過沖消失。同時,該環(huán)路熱管具有良好的變工況運(yùn)行特性,沸騰池?zé)嶝?fù)荷變化后,可以快速建立新的穩(wěn)態(tài)。在蒸發(fā)器熱負(fù)荷為150 W時,隨著沸騰池?zé)嶝?fù)荷從100 W增加至400 W(對應(yīng)的熱流密度為83 W·cm-2),沸騰池底板溫度逐步升高。而400 W之后,繼續(xù)增加熱負(fù)荷則會導(dǎo)致沸騰池底板溫度急劇上升,表明沸騰危機(jī)發(fā)生,達(dá)到了沸騰池的傳熱極限。當(dāng)蒸發(fā)器熱負(fù)荷增加至200 W時,沸騰池能達(dá)到的最大熱負(fù)荷為550 W,對應(yīng)的熱流密度達(dá)到了114 W·cm-2。

(a)蒸發(fā)器熱負(fù)荷150 W

根據(jù)環(huán)路熱管達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)時的溫度分布可獲得不同工況下熱管內(nèi)部的流速分布[19]。由于環(huán)路熱管外部包裹了隔熱材料,因此在計(jì)算過程中忽略了熱管與環(huán)境之間的換熱。

根據(jù)能量守恒定律,蒸發(fā)器滿足如下關(guān)系

Qv+Qleak=QEvap

(1)

式中:Qv為用于蒸發(fā)的熱量,包括汽化潛熱和將液體加熱至飽和溫度的顯熱;Qleak為從補(bǔ)償腔帶走的漏熱量;QEvap為蒸發(fā)器熱負(fù)荷。Qv和Qleak可以分別表示為

Qv=mEvap-out(hfg+cpΔTEvap-out,CC-in)

(2)

Qleak=mCC-outcpΔTCC-out,CC-in

(3)

式中:mEvap-out和mCC-out是蒸發(fā)器出口和補(bǔ)償腔出口的質(zhì)量流量;hfg是汽化潛熱;cp是補(bǔ)償腔內(nèi)水的比定壓熱容;ΔTEvap-out,CC-in是蒸發(fā)器出口與補(bǔ)償腔入口的溫差;ΔTCC-out,CC-in是補(bǔ)償腔出入口的溫差。

對于引射器,根據(jù)質(zhì)量守恒和能量守恒可以得到

mEvap-out+mLiq.nozzle=mInject-out

(4)

(5)

式中:mLiq.nozzle和mInject-out分別是引射器液體噴嘴入口和引射器出口的質(zhì)量流量;hEvap-out、hLiq.nozzle和hInject-out分別為對應(yīng)點(diǎn)處的比焓;uEvap-out、uLiq.nozzle和uInject-out分別為對應(yīng)點(diǎn)處的流速,可以表示為

(6)

其中ρ為工質(zhì)的密度,ri=2×10-3m為引射器附近連接管路內(nèi)徑。

對于冷卻器,根據(jù)質(zhì)量守恒可以得到

mLiq.nozzle=mCC-out

(7)

對沸騰池的液體供給量mBP-in為

mBP-in=mInject-out

(8)

將不同工況環(huán)路熱管的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行溫度代入以上式子,則可以獲得環(huán)路熱管內(nèi)部的流速分布。

圖6展示了不同工況下沸騰池的液體供給量。從圖中可以看出,對于所有的沸騰池?zé)嶝?fù)荷,蒸發(fā)器熱負(fù)荷為200 W時的液體供給量均大于蒸發(fā)器熱負(fù)荷為150 W時的液體供給量。

圖6 沸騰池的液體供給量

適當(dāng)增加蒸發(fā)器熱負(fù)荷能提高沸騰池傳熱極限的原因可能與液體供給量和工質(zhì)循環(huán)驅(qū)動力的增加有關(guān)。在本環(huán)路熱管結(jié)構(gòu)中,引射器能將補(bǔ)償腔內(nèi)的液體輸送至沸騰池,起到與機(jī)械泵類似的效果,而引射器依賴于蒸發(fā)器產(chǎn)生的蒸汽驅(qū)動,隨著蒸發(fā)器熱負(fù)荷的增加,引射器運(yùn)行的驅(qū)動力增加,對沸騰池的液體供給量和工質(zhì)循環(huán)驅(qū)動力也隨之增加。因此,適當(dāng)增加蒸發(fā)器的熱負(fù)荷有利于提高沸騰池的傳熱極限。

2.2 穩(wěn)態(tài)運(yùn)行特性

圖7給出了蒸發(fā)器熱負(fù)荷為200 W時不同沸騰池?zé)嶝?fù)荷下的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行溫度。從圖中可以看出,在達(dá)到傳熱極限之前,各熱負(fù)荷下蒸發(fā)器和沸騰池底板溫度均能維持在100 ℃以下。此外,補(bǔ)償腔出口溫度始終高于入口溫度。這是由于引射器的抽吸作用使補(bǔ)償腔入口的低溫液體橫跨補(bǔ)償腔并吸收熱泄漏后從補(bǔ)償腔出口流出[20]。

圖7 不同沸騰池?zé)嶝?fù)荷下的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行溫度(蒸發(fā)器熱負(fù)荷200 W)

圖8展示了蒸發(fā)器熱負(fù)荷為200 W時,不同沸騰池?zé)嶝?fù)荷下蒸發(fā)器熱負(fù)荷中用于蒸發(fā)的熱量和熱泄漏量,熱泄漏占比為移除的熱泄漏量與蒸發(fā)器熱負(fù)荷的比值。從圖中可以看出,隨著沸騰池?zé)嶝?fù)荷的增加,移除的熱泄漏量呈現(xiàn)增長的趨勢。同時,由于該環(huán)路熱管的熱泄漏能夠被及時移除,因此即使在熱泄漏量達(dá)到56 W,熱泄漏占比高達(dá)28%時仍能穩(wěn)定運(yùn)行,而傳統(tǒng)的環(huán)路熱管通常需要控制熱泄漏占比在20%以內(nèi)[9,21-22]。

圖8 不同沸騰池?zé)嶝?fù)荷下蒸發(fā)器熱負(fù)荷中用于蒸發(fā)的熱量和熱泄漏量(蒸發(fā)器熱負(fù)荷200 W)

2.3 傳熱性能比較

總熱阻Rtotal是評價環(huán)路熱管整體傳熱性能的重要指標(biāo),其計(jì)算方法為[23]

(9)

式中:TEvap、TBP和Tsink分別為蒸發(fā)器底板溫度、沸騰池底板溫度和冷卻水溫度;QBP為沸騰池?zé)嶝?fù)荷。

圖9展示了蒸發(fā)器熱負(fù)荷為200 W時本裝置在不同沸騰池?zé)嶝?fù)荷下的總熱阻,并與文獻(xiàn)中環(huán)路熱管的總熱阻進(jìn)行了比較[16,24-26]。選用的對比實(shí)驗(yàn)均以水為工質(zhì),且冷凝器均位于蒸發(fā)器上方,具體的實(shí)驗(yàn)條件見表3。如圖9所示,在總熱負(fù)荷為300～750 W范圍內(nèi),本裝置的總熱阻分布在0.22～0.10 ℃·W-1之間,且本裝置的總熱阻在所有的環(huán)路熱管中是最低的。

表3 圖9對應(yīng)環(huán)路熱管的實(shí)驗(yàn)條件

圖9 本裝置和傳統(tǒng)環(huán)路熱管總熱阻比較

不同于傳統(tǒng)環(huán)路熱管以蒸發(fā)器為主要散熱部件,本裝置中沸騰池起到了主要的散熱作用,因此沸騰池?zé)嶙鑂BP也是評價傳熱性能的重要指標(biāo),其計(jì)算方法為

(10)

式中TBP-out為沸騰池出口溫度。

圖10展示了本裝置沸騰池?zé)嶙韬臀墨I(xiàn)中環(huán)路熱管蒸發(fā)器熱阻的比較,在沸騰池?zé)嶝?fù)荷為100～550 W的范圍內(nèi),本裝置沸騰池?zé)嶙璺植荚?.10～0.04 ℃·W-1之間,低于文獻(xiàn)中蒸發(fā)器熱阻。其主要原因是蒸發(fā)器和沸騰池的換熱方式不同,對于傳統(tǒng)環(huán)路熱管,施加在蒸發(fā)器底板的熱量通過毛細(xì)芯中液體的蒸發(fā)帶走。在運(yùn)行的過程中,汽-液界面可能進(jìn)入毛細(xì)芯內(nèi)部,并在靠近底板一側(cè)的毛細(xì)芯內(nèi)形成干涸層,導(dǎo)致蒸發(fā)器的熱阻較大,而對于本裝置,施加在沸騰池底板的熱量通過柱狀微結(jié)構(gòu)表面高效的沸騰換熱帶走,因此能獲得較低的熱阻。

圖10 本裝置沸騰池?zé)嶙韬蛡鹘y(tǒng)環(huán)路熱管蒸發(fā)器熱阻比較

最大熱負(fù)荷和熱流密度也是評價環(huán)路熱管性能的關(guān)鍵指標(biāo)。圖11展示了各環(huán)路熱管在不同底板溫度下的最大熱負(fù)荷和熱流密度。由于沸騰池是本裝置主要的散熱部件,因此選用沸騰池的熱負(fù)荷和底板溫度進(jìn)行對比。如圖所示,本裝置能達(dá)到的最大熱負(fù)荷為550 W,對應(yīng)的熱流密度高達(dá)114 W/cm,高于大多數(shù)傳統(tǒng)環(huán)路熱管。此外,由于高熱負(fù)荷下沸騰池底板的汽化核心密度增加,本裝置底板溫度隨熱負(fù)荷增長的速率遠(yuǎn)低于傳統(tǒng)環(huán)路熱管,這使本裝置的優(yōu)勢在高熱負(fù)荷條件下得到充分體現(xiàn)。當(dāng)熱負(fù)荷高于100 W時,使用本裝置可以獲得比大多數(shù)傳統(tǒng)換環(huán)路熱管更低的運(yùn)行溫度。

(a)熱負(fù)荷對比

3 結(jié) 論

為了解決環(huán)路熱管的熱泄漏問題并提高其最大熱流密度,本文提出了一種耦合引射器和沸騰池的新型環(huán)路熱管結(jié)構(gòu),并對其運(yùn)行特性開展了實(shí)驗(yàn)研究,得出的主要結(jié)論如下。

(1)本裝置中引射器由蒸發(fā)器產(chǎn)生的蒸汽驅(qū)動,抽吸補(bǔ)償腔內(nèi)的熱液體以移除泄漏到補(bǔ)償腔中的熱量并為沸騰池供液,而沸騰池則是實(shí)現(xiàn)高熱流密度散熱的主要部件。

(2)本裝置具有良好的變工況運(yùn)行特性,當(dāng)熱負(fù)荷變化時,可以快速建立新的穩(wěn)態(tài)。此外,適當(dāng)增加蒸發(fā)器的熱負(fù)荷有助于提高沸騰池的傳熱極限。

(3)本裝置有望運(yùn)用于高熱流密度和多熱源系統(tǒng)的散熱。當(dāng)蒸發(fā)器熱負(fù)荷為200 W時,沸騰池的最大熱負(fù)荷為550 W,對應(yīng)的熱流密度為114 W·cm-2,總熱阻為0.10 ℃·W-1,沸騰池?zé)嶙铻?.04 ℃·W-1。相比于傳統(tǒng)環(huán)路熱管,本裝置能獲得較高的傳熱極限和較低的熱阻。