非對稱微通道平板脈動熱管的變工況實驗研究

張東 徐寶睿 王森 蔡轉(zhuǎn)麗 李海霞 安周建

（1.蘭州理工大學 能源與動力工程學院，甘肅 蘭州 730050；2.甘肅省生物質(zhì)能與太陽能互補供能系統(tǒng)重點實驗室，甘肅 蘭州 730050；3.蘭州蘭石換熱設備有限責任公司，甘肅 蘭州 730314；4.甘肅誠信電力科技有限責任公司，甘肅 蘭州 730050）

集成電路中芯片單位面積和單位體積下熱流密度的不斷增加，使得高功率密度電子器件的高效冷卻更加困難［1］。溫度的上升既容易導致芯片過熱損壞，又可能導致熱應力過大而引起焊點機械斷裂。即使沒有發(fā)生以上兩種情況，芯片過熱也會嚴重影響其使用壽命，造成經(jīng)濟損失。芯片溫度每升高10 ℃，壽命大約縮短一半。以手機芯片散熱為例，5G 芯片的功耗約為4G 的2～3 倍［2］，較高的發(fā)熱量對其運行穩(wěn)定性構(gòu)成了嚴重的威脅。手機芯片散熱經(jīng)歷了石墨烯-熱管-均熱板（VC）的技術(shù)革命［3］，尋找結(jié)構(gòu)更簡單、傳熱能力更強的器件，成為領域內(nèi)的熱門話題。

脈動熱管由Akachi［4］最先提出。相比于石墨烯，脈動熱管引入了相變傳熱，換熱能力大大增強；相比于傳統(tǒng)熱管，脈動熱管內(nèi)部沒有吸液芯結(jié)構(gòu)，制造工藝簡單，更容易實現(xiàn)小管徑并應用于微通道傳熱領域。脈動熱管僅由銅管彎曲形成首尾相連的閉合回路，內(nèi)部經(jīng)真空處理后充注一定量的工質(zhì)，形成汽、液塞相間分布的初始狀態(tài)。運行過程中，依靠銅管自身的導熱、工質(zhì)循環(huán)往復運動形成的對流傳熱和汽液工質(zhì)的相變傳遞熱量。為更加適應電子芯片的散熱需求，近年來出現(xiàn)了平板脈動熱管。平板脈動熱管一般以紫銅或硅作為基底，通過數(shù)控加工（CNC）或微機電（MEMS）蝕刻的方法在基底上制作通道，以擴散焊或陽極鍵合的工藝密封而成。平板脈動熱管由于其自身結(jié)構(gòu)特點，更加適用于電子芯片微通道傳熱的研究領域。

影響脈動熱管傳熱性能的因素主要有：①運行環(huán)境，包括傾角、充液率［5-7］及真空度［8］；②加熱和冷卻條件［9-10］；③工質(zhì)的物理性質(zhì)［11-15］；④通道結(jié)構(gòu)和彎頭數(shù)。

所有影響因素中，脈動熱管通道結(jié)構(gòu)是影響其傳熱特性的重要因素，在不改變外場以及工質(zhì)物理性質(zhì)的條件下可增強其傳熱性能。多年來學者們針對如何增強通道之間的不平衡壓力差進行了一系列研究。Liu 等［16］提出了非對稱通道的概念，指出非對稱結(jié)構(gòu)有利于脈動熱管內(nèi)工質(zhì)的單向循環(huán)流動。Chien 等［17］以水為工質(zhì)，研究了脈動熱管的傳熱性能，發(fā)現(xiàn)由于非對稱通道的作用，脈動熱管可以在水平（傾角為0°）條件下運行。Markal 等［18］進一步研究了相同尺寸7 彎頭脈動熱管的傳熱性能。Kwon 等［19］通過對單彎頭脈動熱管進行的可視化研究，得出了不同傾角和加熱功率下兩相流流型的變化規(guī)律。Jang等［20］研究了截面比對脈動熱管傳熱性能的影響，并給出了對應于不同加熱功率的最佳通道布置結(jié)構(gòu)。

從單個通道的角度看，當蒸發(fā)段的液態(tài)工質(zhì)汽化或氣態(tài)工質(zhì)膨脹時，會在冷熱兩端形成壓力差，推動工質(zhì)運動。而綜合多通道進行分析可知，相鄰通道的不平衡壓力差是維持脈動熱管內(nèi)工質(zhì)不斷運動的主要因素。非對稱的設計可以導致蒸發(fā)段相鄰通道之間的液態(tài)工質(zhì)總量不同，汽化過程中產(chǎn)生不同數(shù)量的汽塞，從而在相鄰通道間形成壓力差，有利于工質(zhì)脈動。在微通道結(jié)構(gòu)下，工質(zhì)所受表面張力尤為重要。由Young-Laplace 理論可知，液塞前后彎月面所受合力F與表面張力系數(shù)σ、通道當量直徑d、壁面接觸角θ等因素有關，即

如圖1 和式（1）所示，當壁面接觸角θ一定時，不同的當量直徑d會導致液塞所受合力產(chǎn)生差異，進而有利于引起相鄰通道間的不平衡毛細壓力差。另外，由于相鄰通道內(nèi)工質(zhì)的質(zhì)量流量相同，通道直徑的變化會導致工質(zhì)的速度分布規(guī)律不同，壁面法向速度梯度不同，所受摩擦力也不同，這也是液塞受力區(qū)別于對稱通道的一個因素。

圖1 液塞毛細力分析Fig.1 Capillary force analysis of liquid plug

對于彎頭數(shù)，相同通道尺寸下彎頭數(shù)越小，工質(zhì)質(zhì)量越小，汽、液塞的數(shù)量也越小，能夠產(chǎn)生毛細壓力差的液塞數(shù)量越小，越不利于脈動熱管的運行。Katpradit 等［21］的實驗結(jié)果表明，相較于10 彎頭和15彎頭的脈動熱管，5彎頭脈動熱管的臨界熱流密度更低。Alberto等［22］的數(shù)值模擬結(jié)果表明，相比于16彎頭和23彎頭，7彎頭脈動熱管更不利于運行。Chien 等［17］的7 彎頭脈動熱管無法在水平條件下運行。

綜上所述可知，減小彎頭數(shù)可能會降低脈動熱管的性能，甚至無法啟動熱管。為適應小型芯片的散熱需求，脈動熱管必須減小彎頭數(shù)以縮減自身尺寸，這必然帶來水平條件下難以啟動的問題，更無法應用于負傾角環(huán)境中。為改善脈動熱管在負傾角及水平傾角下的傳熱性能，文中在前人研究的基礎上，進一步縮減通道尺寸和彎頭數(shù)，引入非對稱通道結(jié)構(gòu)，著重探究了非對稱微通道平板脈動熱管（NCPHP）在負傾角（-5°）及水平放置條件下的傳熱特性；綜合研究了5彎頭NCPHP在-10°～90°傾角及30%～70%充液率下的傳熱性能，并探究了不同冷卻水溫度對NCPHP傳熱性能的影響。

1 實驗系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理

1.1 實驗裝置

本實驗設計構(gòu)建的NCPHP基底結(jié)構(gòu)見圖2?；撞馁|(zhì)為T2 紫銅，長99.0 mm、寬49.0 mm、厚3.0 mm，其中蒸發(fā)段長15.0 mm，絕熱段長39.0 mm，冷凝段長20.0 mm?；着c厚1.0 mm 的T2 紫銅板之間采用真空擴散焊連接，確保NCPHP 具有良好的氣密性，且保證了相鄰通道之間的液態(tài)工質(zhì)不橫向串液。NCPHP 左側(cè)具有充液柱，其外徑為3.0 mm，內(nèi)徑為1.0 mm，深孔長度為29.0 mm，連通至NCPHP左側(cè)第一寬通道實現(xiàn)充液連通。

圖2 NCPHP基底結(jié)構(gòu)（單位：mm）Fig.2 Basement structure of NCPHP（Unit：mm）

經(jīng)過實測，NCPHP 的總?cè)萘繛?.9 mL。為保證小充液量下的充液準確性，既需要充液裝置具有良好的氣密性，又需要減小充液誤差，故在充液口左側(cè)20 mm 處安裝1 個卡套型球閥，銅管之間的連接采用內(nèi)套管方式填充空余體積，最終使得無效充液量小于0.1 mL，整體充液誤差小于10%，充液裝置示意圖如圖3所示。

圖3 充液裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of filling equipment

本實驗原理圖如圖4所示，主要由循環(huán)冷卻裝置（包括恒溫水浴、浮子流量計、蠕動泵）、NCPHP主體裝置（包括傾角器、NCPHP 主體）、加熱裝置（包括直流穩(wěn)壓電源）、數(shù)據(jù)采集裝置（包括數(shù)據(jù)采集儀、計算機）以及充液裝置組成。各部分儀器型號如表1所示。輸入到加熱段的熱量由定制的加熱棒提供，通過調(diào)節(jié)電壓控制輸出功率；進入冷凝塊的冷卻水溫度由恒溫水浴保持在15 ℃或5 ℃，循環(huán)冷卻水流量通過微型蠕動泵和浮子流量計控制在50 mL/min，循環(huán)水路通過硅膠軟管相連接。冷凝塊進、出口分別布置一個T型熱電偶，以測量冷卻水溫差，進而計算出實際傳熱量?？紤]到裝置的靈活性，充液裝置可拆卸并且由內(nèi)徑為1.0 mm、外徑為3.0 mm 的紫銅管與卡套型球閥、卡套四通相連接。這樣既可以保證氣密性，又可以減小充液裝置的整體充液量，進而增加充液的準確性。經(jīng)測試，充液裝置管路的內(nèi)部體積為0.6 mL，小于NCPHP總?cè)莘e，可以滿足充液要求。

表1 實驗器材Table 1 Experimental instruments

圖4 實驗原理圖Fig.4 Schematic diagram of experiment

NCPHP主體裝置如圖5所示，主要由基底、冷凝銅板、冷凝塊、特氟龍底座以及加熱塊組成。直流穩(wěn)壓電源供給的熱量通過蒸發(fā)段傳遞到絕熱段后到達冷凝段，冷卻水從冷凝塊左側(cè)進入后與NCPHP 交換熱量，從右側(cè)流出回到恒溫水浴中，將熱量傳遞給恒溫水浴完成熱量傳遞循環(huán)?；着c冷凝銅板、加熱塊之間布置有導熱墊，以補齊制造公差，進而減小接觸熱阻，冷凝銅板和冷凝塊通過硅膠密封保證不漏液。各部分均能安裝在特氟龍底座上，底座既能起到支撐固定的作用，又能減少NCPHP 的散熱損失，確保了裝置的保溫性能。特氟龍底座上對應于蒸發(fā)段、絕熱段以及冷凝段位置處均開有微小槽道，以布置熱電偶。

圖5 NCPHP主體裝置Fig.5 Main units of NCPHP

1.2 實驗工質(zhì)及工況

采用無水乙醇作為工質(zhì)，探究NCPHP 在不同工況下的傳熱性能，乙醇（25 ℃、101 kPa）的物性參數(shù)如下：密度為785.13 kg/m3，定壓比熱為2 434.5 J/（kg·K），導熱系數(shù)為0.163 5 W/（m·K），動力黏度為0.001 08 kg/（m·s），潛熱為920.67 kJ/kg。具體實驗工況如表2所示，加熱功率與電壓、電流的關系如表3所示。

表2 不同傾角α下的實驗工況Table 2 Experimental cases under different values of incline angle α

表3 加熱功率與電壓、電流的關系Table 3 Relationship among heating power，voltage and current

1.3 實驗步驟

（1）循環(huán)冷卻裝置預運行。實驗開始之前需要對恒溫水浴進行預運行，保證冷卻水溫度穩(wěn)定，當恒溫水浴溫度穩(wěn)定在相應數(shù)值后，打開微型蠕動泵并調(diào)節(jié)流量，使浮子流量計所示讀數(shù)穩(wěn)定在50 mL/min。

（2）抽真空以及充液。關閉充液裝置閥門1-4以及NCPHP充液口處的閥門5；打開旋轉(zhuǎn)真空泵和閥門1、閥門3，觀察數(shù)字真空表的讀數(shù)是否正常；打開閥門4、閥門5，并維持抽真空操作5 min，待真空表讀數(shù)恢復至500 Pa 時先后關閉閥門5、閥門4、閥門1、閥門3；打開閥門2，將充液裝置管路充滿液體；打開閥門4，將連接段充滿液體；緩緩打開閥門5，待注射器液位下降到指定高度時迅速關閉閥門5；將NCPHP 與充液裝置分離并安裝到NCPHP主體裝置中等待測試。

（3）加熱并開始測量。將直流穩(wěn)壓電源電壓調(diào)至12.9 V，同時開啟數(shù)據(jù)采集儀進行溫度數(shù)據(jù)采集；每個加熱功率持續(xù)1 200 s，依次增加電壓值直至所有工況完成，停止加熱；調(diào)整傾角，打開電源和數(shù)據(jù)采集儀，返回步驟（2）；完成所有工況后冷卻裝置，再進行針對下一組工況的抽真空及充液過程。

1.4 傳熱性能關鍵指標

文中將蒸發(fā)段溫度作為傳熱性能的關鍵指標，該指標在實際應用中與芯片的運行穩(wěn)定性有緊密的聯(lián)系。文中將布置在蒸發(fā)段上的3 個熱電偶溫度（t1、t2、t3）的均值作為蒸發(fā)段的溫度均值te，即

絕熱段與冷凝段的溫度均值（ta、tc）分別為

式中，t4、t5、t6分別為絕熱段上3 個測點的溫度，t7、t8、t9分別為冷凝段上3個測點的溫度。

由于NCPHP 整體裝置具有散熱損失以及一定的傳導效率，單位時間由冷卻水帶走的熱量總是小于加熱功率，其表達式為

式中：Qc為單位時間冷卻水實際帶走的熱量，W；cp為冷卻水的比定壓熱容，J/（kg·℃）；qm為冷卻水的質(zhì)量流量，kg/s；t10、t11分別為冷卻水進口溫度和出口溫度，℃。

熱阻是衡量NCPHP 傳熱性能的關鍵因素，其物理意義為一定溫差下物體抵抗傳熱的能力，熱阻越小，傳熱性能越好。NCPHP熱阻R的表達式為

1.5 實驗誤差分析

根據(jù)誤差傳遞定律，對Qc和R進行間接測量誤差計算，冷卻水溫差最小值取0°傾角10 W 加熱功率時穩(wěn)態(tài)階段的平均溫差2.2 ℃，蒸發(fā)段和冷凝段的最小溫差取6.9 ℃，所以Qc和R的最大相對誤差分別為6.5%和6.8%。

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 不同充液率及傾角下的平均熱阻分析

重力是影響脈動熱管運行特性的重要因素，為拓寬脈動熱管的應用范圍，如何減小或克服重力的影響，成為亟待解決的問題。文中對NCPHP 在負傾角、水平、正傾角條件下的熱阻特性進行了分析。NCPHP 在不同充液率條件下的平均熱阻隨加熱功率的變化曲線如圖6所示。

由圖6（a）可見，在-10°～0°傾角下，NCPHP 的熱阻始終維持在較高水平，換熱性能較差。隨著傾角的增加，30°傾角下NCPHP 的熱阻整體降低，在加熱功率為50 W 時熱阻下降到0.892 K/W。60°傾角下當蒸發(fā)段加熱功率達到20 W 時，熱阻值為0.692 K/W，隨后熱阻并未隨著加熱功率的升高而繼續(xù)下降，反而在加熱功率為30 W 時上升到了0.712 K/W。在90°傾角下，加熱功率為30 W 時NCPHP 的熱阻達到最小值（為0.636 K/W），并在加熱功率為40 W 時上升到0.709 K/W。這是由于驅(qū)動汽、液塞持續(xù)震蕩的主要動力來源于蒸發(fā)段不斷膨脹的汽塞和液塞的不斷汽化。在30%充液率條件下，液塞在NCPHP 內(nèi)的分布比較分散，蒸發(fā)段內(nèi)的液態(tài)工質(zhì)較少，短時間內(nèi)無法產(chǎn)生足夠的汽化工質(zhì)推動液塞運動，驅(qū)動力不足；其次，由于液態(tài)工質(zhì)的不足，蒸發(fā)段無法受到低溫液態(tài)工質(zhì)的及時補充，造成燒干現(xiàn)象，熱阻升高。因此，30%充液率及高加熱功率下NCPHP 的熱阻偏高，傳熱性能下降。增加傾角可以使液態(tài)工質(zhì)更容易回到蒸發(fā)段，進而延緩燒干現(xiàn)象的發(fā)生，60°傾角下在加熱功率為20 W 時即開始出現(xiàn)熱阻上升的情況，而90°傾角時，熱阻的最低值則推遲出現(xiàn)在加熱功率為30 W時?？傮w來看，低充液率下NCPHP 的熱阻對傾角的敏感度更大，更容易發(fā)生燒干現(xiàn)象。

由圖6（b）可見，50%充液率下NCPHP 的工作范圍較廣，且可以在水平條件下高效穩(wěn)定地運行。當傾角為0°時，40 W 加熱功率下的熱阻值下降到0.656 K/W，相較于30%充液率下的熱阻1.093 K/W下降了0.437 K/W。這是由于隨著充液率的提高，蒸發(fā)段內(nèi)的液態(tài)工質(zhì)增多，較多的液態(tài)工質(zhì)能夠滿足高加熱功率下蒸發(fā)段工質(zhì)不斷汽化的需求，不斷形成汽塞提供冷熱段之間的壓力差，促使工質(zhì)流動，而這種特性是低充液率時沒有的。在-5°傾角下NCPHP 仍能保持一定的傳熱性能，50 W 加熱功率時熱阻下降到0.621 K/W。充液后的NCPHP汽、液塞隨機分布，相比于30%充液率，50%充液率使初始狀態(tài)下汽、液塞的分布更加均勻，蒸發(fā)段內(nèi)會得到更多的液態(tài)工質(zhì)。這一方面有利于蒸發(fā)段液態(tài)工質(zhì)的汽化，產(chǎn)生足夠的驅(qū)動力；另一方面可以保證高溫工質(zhì)及時在冷凝段冷凝，進而回流到蒸發(fā)段，完成傳熱循環(huán)，保證NCPHP 的平穩(wěn)運行。得益于適中的充液率，NCPHP 可以在60 W 加熱功率下穩(wěn)定工作20 min且蒸發(fā)段溫度不超過100 ℃。在60 W 加熱功率下，60°傾角時的熱阻下降到0.415 K/W，為本研究中NCPHP 的最小熱阻值，也是其傳熱性能最優(yōu)的工況。

在70%充液率下，重力影響和摩擦力影響顯著增加。對于非水平條件下的單個通道而言，啟動階段的液塞需要一定的動力來克服重力，從蒸發(fā)段運動到冷凝段，隨著液態(tài)工質(zhì)的增多，重力增強，所需驅(qū)動力也更大，這也是在低加熱功率下NCPHP難以啟動、熱阻較高的原因。工質(zhì)運動起來之后，由于相鄰通道之間都存在液塞，又互相為彼此脈動的動力，作為阻力的因素減弱。而在水平條件下，顯然不存在重力問題，此時工質(zhì)流動阻力主要來源于彎頭處的局部阻力和流動過程中的摩擦阻力。Gürsel等［23］指出，摩擦阻力主要與液塞長度、液態(tài)工質(zhì)動力黏度及工質(zhì)運動速度有關，雖然單個液塞長度較小，但綜合整個NCPHP，摩擦阻力對流動的影響也是不可忽略的。傅烈虎［24］指出，單液塞在一定的傾角下，重力和摩擦阻力都是影響其脈動的因素，且重力的影響更為顯著，這時的驅(qū)動力主要來源于液塞兩側(cè)汽塞的壓力差。

由圖6（c）可見，隨著充液率的進一步升高，NCPHP 的傳熱性能有所下降，工作范圍變得狹窄，此時的傳熱性能受傾角的影響較小且不容易啟動?？梢钥吹?，相比于50%充液率，70%充液率下0～30 W 加熱區(qū)間的熱阻并未產(chǎn)生明顯的下降，60°傾角及30 W 加熱功率下的熱阻值為0.959 K/W，與50%充液率的熱阻值0.661 K/W 有較大的差距。在60°和90°傾角下，熱阻在30 W 后開始明顯下降，而30°傾角時，熱阻在40 W 后才出現(xiàn)明顯下降。最低熱阻值出現(xiàn)在90°傾角、50 W 加熱功率下，為0.712 K/W?？梢姡叱湟郝蕩淼牡图訜峁β氏聼嶙栎^高的現(xiàn)象，說明了此時的NCPHP 相對難以啟動，換熱性能較差。

傾角是影響傳熱性能的主要因素，水平條件下重力的影響減弱，容易導致蒸發(fā)段液態(tài)工質(zhì)的減少，無法形成足夠的驅(qū)動力促使工質(zhì)脈動。相比于Chien 等［17］的7 彎頭脈動熱管，本研究在50%充液率時實現(xiàn)了水平條件下的啟動運行，熱阻值從10 W加熱功率時的1.125 K/W下降到50 W加熱功率時的0.545 K/W。如圖1 所示，對于單個液塞而言，前后彎月面所受合力會由于相鄰通道當量直徑的不同而不同，在沒有重力的情況下，這是非對稱通道區(qū)別于對稱通道的重要因素。這種壓力差作為擾動因素，可以使達到平衡狀態(tài)的汽液工質(zhì)再次進入脈動狀態(tài)，提高了NCPHP 的運行穩(wěn)定性。在50%充液率下，NCPHP 可以在-5°傾角、50W 加熱功率條件下平穩(wěn)運行且傳熱性能良好，穩(wěn)態(tài)情況下平均熱阻為0.665 K/W。

綜合分析3 種充液率下熱阻的變化情況可知，隨著傾角的增加，各加熱功率下的熱阻均呈現(xiàn)下降的趨勢，且60°和90°傾角下的熱阻值相近，傳熱性能相當。傾角的增加可以使NCPHP 內(nèi)液塞所受的重力分量增大，進而使冷凝段的低溫液態(tài)工質(zhì)更容易回流到蒸發(fā)段。在一定范圍內(nèi)，蒸發(fā)段較多的液態(tài)工質(zhì)意味著可以提供更大的驅(qū)動力，進而形成更高的脈動頻率和振幅，這有利于NCPHP 的穩(wěn)定運行。

2.2 負傾角及水平條件下的溫度特性及傳熱量、熱阻分析

不同充液率及傾角條件下NCPHP的溫度特性及傳熱量、熱阻變化曲線如圖7所示。隨著蒸發(fā)段加熱功率的升高，NCPHP各段溫度也隨之升高，在各加熱功率的開始階段溫度上升較快而后趨于平穩(wěn)。10 W加熱工況開始前，充液后形成的汽、液塞隨機分布。汽塞受熱膨脹的同時，液塞內(nèi)的液態(tài)工質(zhì)由于達到了該壓力下的飽和溫度而發(fā)生汽化。與汽塞相鄰的液塞受到膨脹汽塞的力而移動，位于汽塞另一側(cè)的液塞則反向移動，繼而推動相鄰通道的汽、液塞繼續(xù)運動，這種由熱引起的推動力是NCPHP內(nèi)促進工質(zhì)脈動的主要動力；同時，汽、液塞還受到重力、摩擦力以及毛細壓力的作用。負傾角條件下，啟動階段液塞需克服重力回到蒸發(fā)段，重力是阻力的一部分，而由于工質(zhì)黏性引起的摩擦力則始終作為阻力阻礙工質(zhì)脈動，由于相鄰通道間當量直徑不同引起的毛細壓力差則是促進液塞脈動的重要因素。當蒸發(fā)段加熱功率較?。?0～20 W）時，推動工質(zhì)脈動的動力較小，汽、液塞容易形成短暫的受力平衡狀態(tài)，各段溫度波動不明顯。一旦某一通道受到一微小的擾動，此平衡狀態(tài)就會被打破，汽、液塞在通道內(nèi)以小幅度脈動的狀態(tài)運動。這種小幅度脈動的運動狀態(tài)體現(xiàn)在溫度的小幅度波動，此時熱阻較高，傳熱性能較差。隨著蒸發(fā)段加熱功率的升高（40～50 W），從冷凝段脈動回來的低溫液態(tài)工質(zhì)得以快速汽化，推動汽、液塞脈動的驅(qū)動力加強，汽、液塞以更快的速度脈動，熱阻降低。如圖7（a）和7（c）所示，蒸發(fā)段加熱功率達到50 W時，冷熱兩端平均溫差相比40 W工況并未繼續(xù)增大，冷卻水進出口溫差（Δtw）卻繼續(xù)升高且增長明顯。這是由于此時汽、液塞不僅脈動頻率更快且振幅更大，甚至可以跨越彎頭進入相鄰通道。這種行為加強了熱量從蒸發(fā)段到冷凝段的傳遞，增加了冷凝段的傳熱量且有效拉低了冷熱兩端溫差，熱阻下降，傳熱性能增強。

圖7 NCPHP在不同充液率及傾角下的性能曲線Fig.7 Performance plots of NCPHP at different filling rates and incline angles

圖7（a）中，40 W 加熱功率下蒸發(fā)段經(jīng)歷了比較大的溫度波動，分別在4 127～4 238 s、4 381～4 642 s及4 697～4 800 s經(jīng)歷了3次短時間內(nèi)溫度升高的過程。在負傾角下，液態(tài)工質(zhì)會由于重力的作用而集中于冷凝段，這時推動工質(zhì)脈動的動力來自蒸發(fā)段不斷膨脹的汽塞。顯然，在低充液率時，這種驅(qū)動力的累積需要一定的時間，當足以克服阻力時，工質(zhì)大幅度脈動。冷凝段大量低溫工質(zhì)回流到蒸發(fā)段，引起蒸發(fā)段溫度的大幅度下降。50%充液率下，-5°傾角時50 W 工況蒸發(fā)段的穩(wěn)態(tài)平均溫度可以保持在95.2 ℃左右，0°傾角時穩(wěn)態(tài)平均溫度大約為95.5 ℃。

無論是增加充液率或是使傾角趨于水平，都可以降低蒸發(fā)段溫度波動的幅度。這是因為充液率的增加，使得蒸發(fā)段內(nèi)的液態(tài)工質(zhì)增多，驅(qū)動力形成較快且過程更連續(xù)；水平傾角下重力作為阻力的影響變小，驅(qū)動力沒有經(jīng)歷長時間的積累過程即可使汽、液塞發(fā)生脈動。由于重力的影響減弱，50%充液率及水平傾角下50 W 工況時的傳熱量比-5°傾角時有所增加，-5°傾角時5 400～6 000 s穩(wěn)態(tài)階段的平均傳熱量為34.50 W，而0°傾角時5 400～6 000 s 穩(wěn)態(tài)階段的平均傳熱量為35.91 W，相對增加了1.41 W。

各加熱功率下的熱阻都呈現(xiàn)先下降后平穩(wěn)的趨勢。加熱功率突然增加時，蒸發(fā)段溫度迅速升高，熱量來不及向冷凝段傳遞，進而引起冷熱兩端溫差增加，此時冷卻水從冷凝段帶走的熱量幾乎不變。所以在熱流密度升高的瞬間，熱阻呈現(xiàn)陡增的變化規(guī)律，而后由于紫銅基底的導熱和工質(zhì)的脈動，更多的熱量從蒸發(fā)段傳遞到冷凝段，冷凝段溫度上升，冷熱兩側(cè)溫差不再繼續(xù)增加，傳熱量趨于穩(wěn)定，熱阻變化趨于平緩。

熱阻陡增的現(xiàn)象在高加熱功率時有所減弱，這是由于高加熱功率條件下，工質(zhì)脈動頻率高、振幅大，高速脈動的工質(zhì)以顯熱和潛熱的傳遞方式迅速將蒸發(fā)段的熱量輸送到冷凝段，最終被冷卻水帶走，轉(zhuǎn)化為實際傳熱量。也就是說，高加熱功率條件下，NCPHP 具有一定的穩(wěn)定性和抗干擾能力。相比于傳統(tǒng)的吸液芯熱管，這種能力是脈動熱管特有的，這可以使其在高加熱功率下穩(wěn)定工作而避免了由于毛細極限引發(fā)的失效。各加熱功率下冷凝段的實際傳熱量均低于蒸發(fā)段的加熱功率，這一方面是由于存在一定的散熱損失，另一方面是由于加熱段吸收的熱量一部分轉(zhuǎn)化為工質(zhì)的動能和內(nèi)能，引起工質(zhì)溫度升高和脈動速度增大。

2.3 不同冷卻水溫度下蒸發(fā)段的溫度特性和平均熱阻分析

50%充液率及60°傾角下穩(wěn)態(tài)階段NCPHP蒸發(fā)段的溫度曲線如圖8 所示。冷卻水溫度（tw）對50 W加熱功率條件下蒸發(fā)段的溫度特性產(chǎn)生了比較大的影響，呈現(xiàn)出波動周期長且波動振幅大的特點。隨著加熱功率的升高，當加熱功率為60 W 時，溫度波動的幅度有所減小。這是由于在50 W 加熱功率條件下，NCPHP 內(nèi)的工質(zhì)已經(jīng)開始出現(xiàn)比較劇烈的脈動現(xiàn)象，而維持這種現(xiàn)象的最重要因素是蒸發(fā)段不斷汽化的液塞，過低溫度的液態(tài)工質(zhì)回流，無疑會減緩這個過程的發(fā)生，使蓄力時間變長。而60 W加熱功率下，工質(zhì)的脈動速度更大，蓄力時間變短，一定程度上減小了冷卻水溫度的影響。降低冷卻水溫度雖然可以使相同加熱功率下的蒸發(fā)段溫度更低，但冷卻水溫度下降10 ℃，并不能使蒸發(fā)段溫度下降等同的數(shù)值。隨著加熱功率的升高，各加熱功率下蒸發(fā)段溫差不斷減小，從30 W時的5.1 ℃下降到60 W時的4.2 ℃。也就是說在工質(zhì)發(fā)生了劇烈脈動的行為之后，冷卻水溫度的降低并不能繼續(xù)大幅度影響蒸發(fā)段的溫度變化，作用減弱。但總體來說，隨著冷卻水溫度的降低，NCPHP 可以獲得更低的蒸發(fā)段溫度。30 W 加熱功率下，5 ℃的冷卻水將穩(wěn)態(tài)階段蒸發(fā)段的平均溫度由63.1 ℃下降到58.0 ℃，降低了5.1 ℃。60 W 加熱功率下，5 ℃的冷卻水將穩(wěn)態(tài)階段蒸發(fā)段的平均溫度由98.4 ℃下降到94.2 ℃，下降了4.2 ℃。

圖8 50%充液率及60°傾角下穩(wěn)態(tài)階段NCPHP 蒸發(fā)段的溫度曲線Fig.8 Evaporation section temperature curves of NCPHP at 50% filling rate and 60° incline angle under steady state

不同充液率和冷卻水溫度下NCPHP 熱阻隨加熱功率和傾角的變化如圖9 所示。由圖9（a）可見，隨著加熱功率的增大，冷卻水溫度為5 ℃時NCPHP表現(xiàn)出更好的性能，在60°和90°傾角下，熱阻變化呈現(xiàn)低加熱功率時熱阻較高、高加熱功率時熱阻較低的趨勢。由此可見，較低的冷卻水溫度更加適用于低充液率及高加熱功率的情況，因為較低的冷卻水溫度既可以降低蒸發(fā)段溫度，延緩燒干現(xiàn)象的發(fā)生，又可以降低NCPHP 的熱阻，增強其傳熱性能。

圖9 不同充液率和冷卻水溫度下NCPHP的熱阻對比Fig.9 Comparison of thermal resistance of NCPHP under different filling rates and cooling water temperatures

由圖9（b）可見，50% 充液率下，啟動后NCPHP 的熱阻均隨加熱功率的增加而降低，不同冷卻水溫度對相應功率下熱阻的影響較小。和30%充液率情況不同的是，在50%充液率下，隨著加熱功率的升高，兩種冷卻水溫度下NCPHP 的熱阻變化趨勢并未產(chǎn)生明顯差異。這是由于50%充液率為NCPHP 的最佳充液率，其內(nèi)工質(zhì)在較高加熱功率下產(chǎn)生了明顯的脈動現(xiàn)象，此時NCPHP 的傳熱性能主要由工質(zhì)行為決定，冷卻水溫度的影響減弱。而30%充液率下工質(zhì)脈動行為不明顯且液態(tài)工質(zhì)較少，蒸發(fā)段容易發(fā)生燒干現(xiàn)象，導致熱管的傳熱性能下降。此時，從冷凝段回流的低溫液態(tài)工質(zhì)是決定NCPHP 性能的主要因素。因此，保證工質(zhì)的穩(wěn)定脈動是增強傳熱能力的主要手段。只有在低充液率下，冷卻水溫度才會對高加熱功率時NCPHP 的傳熱性能產(chǎn)生較大的強化作用。

3 結(jié)論

（1）未發(fā)生燒干現(xiàn)象時，NCPHP 的熱阻隨加熱功率的升高而減??；發(fā)生燒干現(xiàn)象后，NCPHP 的熱阻隨加熱功率的升高而增大，增加傾角可以延緩燒干現(xiàn)象的發(fā)生。

（2）非對稱通道的引入，使得NCPHP 可以在-5°傾角條件下穩(wěn)定工作且傳熱性能良好，但當前結(jié)構(gòu)不足以支撐其在-10°傾角下啟動運行，今后需要進一步優(yōu)化NCPHP通道寬度比以增強傳熱性能。

（3）不同充液率下NCPHP 的傳熱特性差別較大，最佳充液率為50%，最佳傾角為60°，隨著充液率的升高，傾角的影響減小。

（4）冷卻水溫度對低充液率下NCPHP傳熱性能的影響較大，在低充液率及高加熱功率下表現(xiàn)出更低的熱阻；在最佳充液率下，冷卻水溫度的影響減弱，NCPHP傳熱性能相近。