楊晚生，卓 超，畢 崟

（廣東工業(yè)大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院，廣東 廣州 510006）

1 引言

自上世紀(jì)四十年代晶體管電子元器件出現(xiàn)開(kāi)始，就作為電子產(chǎn)品的主要元件出現(xiàn)，功率大、體積小以及高度的集成化是其主要特點(diǎn)，且其更新速度越來(lái)越快，由此出現(xiàn)了大量高熱流密度的電子設(shè)備，且其功耗有繼續(xù)增加的趨勢(shì)[1]。以電子設(shè)備為主的信息機(jī)房，發(fā)熱問(wèn)題尤為嚴(yán)重，根據(jù)著名的“摩爾定律”推算：芯片上的晶體管每18個(gè)月翻一番，晶體管集成度迅速提高導(dǎo)致芯片功率與功率密度也急劇增加，與摩爾定律類似，CPU芯片的功率每36個(gè)月翻一番[2-3]。也就是說(shuō)機(jī)房服務(wù)器的發(fā)熱量將會(huì)越來(lái)越大，此外考慮到機(jī)房隔熱、隔濕及清凈度的要求，機(jī)房往往設(shè)計(jì)為全封閉式，再加之很多機(jī)房圍護(hù)結(jié)構(gòu)保溫性能良好，導(dǎo)致其空調(diào)能耗非常高，目前，通信機(jī)柜發(fā)熱量已經(jīng)達(dá)到（1～10）W/cm2。

為確定熱管在通信機(jī)房起到的散熱作用，國(guó)內(nèi)外研究者關(guān)于熱管方面做了大量的研究。文獻(xiàn)[4]針對(duì)平板熱管的散熱性能進(jìn)行了詳細(xì)的理論分析和試驗(yàn)研究；文獻(xiàn)[5]對(duì)一種新型重力熱管在太陽(yáng)能方面、制冷方面以及冬季和過(guò)渡季節(jié)在通信基站的散熱進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[6]利用瞬態(tài)系統(tǒng)仿真軟件TRNSYS對(duì)水平熱管換熱器系統(tǒng)能耗進(jìn)行了模擬計(jì)算；文獻(xiàn)[7]根據(jù)熱管換熱器結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及傳熱特性，建立了熱管換熱器流動(dòng)與傳熱的三維物理模型；文獻(xiàn)[8]為保證發(fā)熱機(jī)柜在設(shè)定溫度范圍內(nèi)運(yùn)行的要求，研發(fā)了微通道型分離式熱管基站系統(tǒng)；文獻(xiàn)[9-12]對(duì)平板熱管的散熱性能進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[13-14]分別以為水冷式熱管散熱器和以R22為傳熱介質(zhì)的微通道鋁扁管型分離式熱管散熱器對(duì)通信機(jī)柜散熱進(jìn)行了測(cè)試。通過(guò)文獻(xiàn)檢索，目前還沒(méi)有發(fā)現(xiàn)L型扁平熱管運(yùn)用于機(jī)柜散熱方面的研究。

2 新型抽屜隔板式熱管換熱裝置的研制

2.1 新型抽屜隔板式熱管換熱器結(jié)構(gòu)

所設(shè)計(jì)的新型通信機(jī)柜抽屜隔板式熱管換熱裝置實(shí)物圖，如圖1所示。為測(cè)試圖1所示的抽屜隔板式熱管換熱器的散熱效果，分別設(shè)計(jì)了單根熱管和整個(gè)散熱裝置散熱效果的測(cè)試裝置，如圖2、圖3所示。抽屜隔板式熱管換熱器散熱測(cè)試裝置由風(fēng)通道、熱管、模擬熱源三部分組成。風(fēng)道尺寸設(shè)計(jì)為（114×60×58）cm，由厚5cm的集塑聚苯乙烯板構(gòu)成；模擬熱源采用的是（40×40×2）cm的鋁熱板；L型熱管總長(zhǎng)為88.5cm，其中蒸發(fā)段（水平段）長(zhǎng)46cm，冷凝段（豎直段）長(zhǎng)42.5cm，熱管寬4cm，厚3mm。

圖1 抽屜隔板式熱管換熱裝置實(shí)物圖Fig.1 Physical Chart of the Drawer Type Heat Exchange

圖2 性能測(cè)試裝置實(shí)物圖Fig.2 Physical of the Performance Testing Device

圖3 性能測(cè)試裝置實(shí)物圖Fig.3 Physical Chart of the Performance-Testing Device

2.2 工作原理

通信機(jī)柜抽屜隔板式熱管換熱裝置主要是利用熱管的高效導(dǎo)熱性能對(duì)機(jī)柜進(jìn)行散熱。本實(shí)驗(yàn)利用熱板模擬通信機(jī)柜發(fā)熱，扁平熱管的蒸發(fā)段與發(fā)熱板緊密接觸，在熱管中充50%的丙酮為導(dǎo)熱介質(zhì)，利用丙酮蒸發(fā)吸熱帶走熱板的熱量，吸熱汽化后，丙酮在微小的壓差作用下，迅速流向冷凝段，在冷凝段凝結(jié)成液體放出潛熱，依靠風(fēng)機(jī)從散熱通道將冷凝段熱量帶走，凝結(jié)后的丙酮再在吸液芯毛細(xì)抽吸力的作用下從冷凝段返回蒸發(fā)段，再吸取熱源產(chǎn)生的熱量，如此循環(huán)往復(fù)。

3 測(cè)試儀器及試驗(yàn)工況

3.1 測(cè)試儀器

試驗(yàn)所采用的測(cè)試儀器及設(shè)備的主要性能參數(shù)，如表1所示。所有測(cè)試儀器及設(shè)備在測(cè)試前均進(jìn)行了標(biāo)定。

表1 實(shí)驗(yàn)所用測(cè)試儀器的性能參數(shù)Tab.1 The Performance Parameters of the Test Instruments that Used in the Experiment

3.2 試驗(yàn)工況

本實(shí)驗(yàn)利用熱板模擬通信機(jī)柜的發(fā)熱，通過(guò)溫控器調(diào)節(jié)熱板的溫度，來(lái)測(cè)試熱管在不同溫度下的散熱效果，溫度調(diào)節(jié)范圍為（40～95）℃（溫度間隔為5℃）。每種工況下：?jiǎn)胃鶡峁艿臏y(cè)試時(shí)間為1h，如圖2所示。整個(gè)散熱裝置測(cè)試時(shí)間為2h，如圖3所示。

4 性能測(cè)試結(jié)果及分析

4.1 散熱量測(cè)試分析

單根熱管的散熱量主要通過(guò)測(cè)試封閉小室內(nèi)空氣溫度的變化和計(jì)算出的空氣質(zhì)量來(lái)確定。其計(jì)算公式見(jiàn)式（1）；整個(gè)散熱裝置的散熱量主要通過(guò)裝置散熱端空氣流量及其進(jìn)出口空氣溫差來(lái)進(jìn)行計(jì)算。其計(jì)算公式見(jiàn)式（2）。

式中：Qd—單根熱管散熱量（kJ）；cp—空氣定壓比熱（kJ/（kg·℃））；m—小室內(nèi)空氣質(zhì)量（kg）；ΔT—小室內(nèi)空氣溫升（℃）。

式中：Qdevice—整個(gè)散熱裝置的散熱量（kJ）；

cp—空氣定容比熱（kJ/（kg·℃））；

G—通過(guò)裝置散熱端的空氣質(zhì)量流量（kg/s）；

ΔT—冷卻通道進(jìn)出口空氣溫差（℃）；

τ—時(shí)間（s）。

不同工況下的散熱量逐時(shí)變化曲線，如圖4、圖5所示。（其中單根熱管記錄的是每分鐘內(nèi)的散熱量，整個(gè)裝置則是每隔一分鐘那一秒的散熱量）。

圖4 單根熱管散熱量逐時(shí)變化曲線Fig.4 The Every Minute Heat Dissipating Capacity Variation Curves of Single Heat Pipe

圖5 整個(gè)裝置逐時(shí)散熱量變化曲線Fig.5 The Every Minute Heat Dissipating Capacity Curves Variation of the Cooling Device

不同工況下的累計(jì)散熱量逐時(shí)變化曲線，如圖6、圖7所示。

圖6 單根熱管累計(jì)散熱量逐時(shí)變化曲線Fig.6 The Every Minute Cumulative Heat Dissipating Capacity Variation Curves of Single Heat Pipe

圖7 整個(gè)散熱裝置累計(jì)散熱量逐時(shí)變化曲線Fig.7 The Every Minute Cumulative Heat Dissipating Capacity Variation Curves of the Cooling Device

不同工況下單根熱管和整個(gè)散熱裝置在測(cè)試時(shí)段內(nèi)的總散熱量計(jì)算結(jié)果，如圖8、圖9所示。

圖8 單根熱管溫度與總散熱量的關(guān)系Fig.8 Relationship Between Temperatures to Total Heat Dissipating Capacity of Single Heat Pipe

圖9 整個(gè)散熱裝置溫度與總散熱量的關(guān)系Fig.9 Relationship Between Temperatures to Total Heat Dissipating Capacity of the Cooling Device

從圖4～圖9 可以分析得出：（1）在（40～95）℃的范圍內(nèi)，熱管冷凝段與測(cè)試環(huán)境空氣溫差、逐時(shí)散熱量、累計(jì)散熱量和總散熱量都是隨著熱板溫度的增加而增大，且隨著熱板溫度升高，單根熱管散熱量與整個(gè)散熱裝置散熱量的差值也隨之增大。（2）95℃時(shí)單根熱管的總散熱量是45℃時(shí)的2.6倍；整個(gè)散熱裝置則是5.8倍；不同工況下的單根和整個(gè)散熱裝置的平均散熱速率分別為2.12kJ/h和204.48kJ/h，這反映出整個(gè)散熱裝置散熱性能比單根熱管較好。（3）單根熱管的逐時(shí)散熱量呈現(xiàn)在前5min快速增大，后呈指數(shù)減小并逐漸趨于穩(wěn)定的規(guī)律；單根熱管逐時(shí)散熱量在測(cè)試初期隨著封閉小室內(nèi)空氣溫度的升高而快速增大，從30min左右時(shí)開(kāi)始，小室內(nèi)空氣與散熱端溫差達(dá)到穩(wěn)定且維持在最小值的狀態(tài)，此時(shí)，其逐時(shí)散熱量達(dá)到最小值并趨于穩(wěn)定。（4）整個(gè)散熱裝置的逐時(shí)散熱量在前40min左右經(jīng)歷一個(gè)快速增長(zhǎng)階段后再趨于逐漸穩(wěn)定。穩(wěn)定時(shí)，整個(gè)散熱裝置的逐時(shí)散熱量占機(jī)柜散熱量的比值平均為17.2%（取機(jī)柜散熱量為1W/cm2且機(jī)柜尺寸為（2×0.6×0.6）m）。（5）單根熱管的累計(jì)散熱量呈對(duì)數(shù)變化規(guī)律增大，其累計(jì)散熱量模型為Q=mln（τ）+n，整個(gè)散熱裝置的逐時(shí)散熱量呈線性增大規(guī)律，其散熱模型滿足Q=m1τ+n1，這一測(cè)試結(jié)果表明熱管的組合型式影響裝置的散熱性能。

4.2 逐時(shí)散熱量計(jì)算模型

由上述整個(gè)裝置的逐時(shí)散熱量測(cè)試結(jié)果可以看出，整個(gè)裝置的逐時(shí)散熱量呈對(duì)數(shù)變化規(guī)律遞增，如圖5所示。根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)建立其逐時(shí)散熱量計(jì)算模型如下

式中：Qdevice—逐時(shí)散熱量（kJ）；τ—時(shí)間（min）；a—常數(shù)；b—常數(shù)。

在不同工況下Q、τ值可以直接讀取，采用中值法可以求出相對(duì)應(yīng)工況下的a、b的值。

為驗(yàn)證所建立的逐時(shí)散熱模型的正確性，以45℃下實(shí)際測(cè)試結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果為例進(jìn)行比較，如圖10所示。不同測(cè)試工況下理論計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果的平均相對(duì)誤差，如表2所示。從圖10和表2中可以看出：（1）在20min之前，實(shí)際測(cè)試逐時(shí)散熱量比模型計(jì)算散熱量小，其最大的差值為0.005；當(dāng)時(shí)間在20min之后實(shí)際逐時(shí)散熱量的值始終圍繞著理論逐時(shí)散熱量的值上下波動(dòng)，其最大差值為0.002，且其平均相對(duì)誤差的為11.18%。（2）不同工況下的理論計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果的平均相對(duì)誤差值維持在（6.09～11.18）%之間，這一計(jì)算結(jié)果反映出所建立的理論計(jì)算模型具有一定的可靠性。

圖10 45℃時(shí)實(shí)際逐時(shí)散熱量與理論逐時(shí)散熱量的比較Fig.10 The Every Minute Actual Heat Dissipating Capacity Compare with the Every Minute Theoretical Heat Dissipating Capacity while the Aluminum Hot Plate Temperature is 45℃

表2 不同測(cè)試工況下理論計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果的平均相對(duì)誤差Tab.2 The Average Relative Error Between Theoretical Values to the Experimental Values Under Different Conditions

4.3 散熱速率

散熱速率是用來(lái)分析和評(píng)價(jià)散熱裝置散熱性能的一個(gè)重要指標(biāo)，其計(jì)算公式如下

式中：M—散熱速率（kJ/h）；Q—熱管散熱量（kJ）；τ—時(shí)間（h）。

根據(jù)上式計(jì)算得單根熱管與整個(gè)散熱裝置的散熱速率，如表3所示。由表3可以看出：（1）熱板溫度（40～95）℃的范圍內(nèi)，無(wú)論是單根熱管還是整個(gè)散熱裝置，其散熱速率都是隨著熱板溫度的增加而增大。單根熱管和整個(gè)散熱裝置不同工況下的平均散熱速率分別為2.12kJ/h和204.48kJ/h，這一測(cè)試結(jié)果反映出整個(gè)裝置的散熱性能優(yōu)于單根熱管。（2）采用單根熱管時(shí)，熱管冷凝段散熱引起系統(tǒng)小室內(nèi)的空氣溫升，由于熱管與小室內(nèi)溫度差引起的溫度梯度的緩慢增加，其散熱速率增加也就并不明顯，增加量為0.037 kJ/（h·℃）。（3）采用整個(gè)散熱裝置時(shí)，不同工況下的熱管冷凝段溫度會(huì)隨著熱板加熱溫度而快速升高，由于采用空氣對(duì)流冷卻方式，熱管冷凝段與冷卻空氣的溫度差也會(huì)越來(lái)越大，那么其散熱量也就會(huì)隨著溫度的增加而明顯增加，散熱速率隨之快速增加，其增加量為5.22 kJ/（h·℃）。

表3 不同工況下的散熱速率（kJ/h）Tab.3 The Heat Dissipating Rate Under Different Conditions（kJ/h）

4.4 能耗分析

實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的抽屜隔板式熱管換熱器的散熱測(cè)試裝置的能耗主要包括散熱風(fēng)扇和熱板耗電量。根據(jù)試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，散熱裝置的耗電量，如圖11、圖12所示。由測(cè)試結(jié)果可以分析得出如下結(jié)果：（1）在1h內(nèi)，單根熱管和整個(gè)散熱裝置的熱板單位溫升的平均耗電量分別為0.00348kWh/℃和0.00491kWh/℃。且在熱板溫度（40～95）℃范圍內(nèi)時(shí)，單根熱管和整個(gè)散熱裝置的耗電量都是隨著熱板溫度的增加而增加，這是因?yàn)闊岚鍦囟仍礁?，熱管帶走的熱量就?huì)越多，所需要維持這個(gè)溫度的輸入功率就會(huì)越多，所需要的消耗電量就會(huì)越大。（2）單根熱管和整個(gè)散熱裝置的單位散熱量的平均耗電量分別為8.886kWh/（kJ·℃）和3.079kWh/（kJ·℃），由此可以看出整個(gè)散熱裝置單位散熱量的能力比單根熱管好。

圖11 不同工況下熱管換熱裝置的耗電量Fig.11 Power Consumption of the Heat Exchange Device Consisted of Heat Pipes Under Different Conditions

圖12 不同工況下熱管換熱裝置的耗電量與散熱量的比值Fig.12 The Ratio Between Power Consumption to Heat Dissipating Capacity of the Heat Exchange Device Consisted of Heat Pipes Under Different Conditions

4.5 性能系數(shù)

裝置性能系數(shù)（COP）是指測(cè)試條件下熱管的逐時(shí)散熱量與風(fēng)扇輸入功率之比，它是反應(yīng)抽屜隔板式熱管散熱器散熱性能的一個(gè)重要指標(biāo)。其計(jì)算公式如下。

式中：COP—散熱效率；Q—熱管散熱量（kJ）；q—風(fēng)扇功率（kW）；τ—時(shí)間（s）。

將不同工況下的測(cè)試結(jié)果計(jì)算并繪制其變化曲線如圖13、圖14所示。由圖13、圖14分析可知：（1）在不同工況下，COP值隨著熱板溫度變化而變化。對(duì)于單根熱管，由于熱管冷凝段處于一個(gè)封閉的小室內(nèi)，當(dāng)小室內(nèi)溫度上升到一定值時(shí)，熱管與小室內(nèi)空氣溫差逐漸趨于零，熱管散發(fā)到小室內(nèi)的熱量就會(huì)逐漸減小，而風(fēng)扇輸入功率是穩(wěn)定的，熱管COP值呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。（2）當(dāng)采用整個(gè)散熱裝置時(shí)，由于熱管的冷凝段處于風(fēng)冷卻通道中，整個(gè)散熱裝置冷凝段散發(fā)的熱量會(huì)逐漸增加并趨近熱管的極限傳熱值，其COP值也呈現(xiàn)類似的規(guī)律。（3）整個(gè)散熱裝置的性能系數(shù)隨著加熱板溫度增加而增加，穩(wěn)定時(shí)的COP值為單根熱管的（240.80～486.45）倍；整個(gè)散熱裝置的性能系數(shù)在前40min快速增加而后再減小并逐漸趨于穩(wěn)定。由于兩種系統(tǒng)散熱達(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間不同，為更直觀的比較單根熱管與整個(gè)散熱裝置的散熱性能，引進(jìn)平均COP值的概念，其計(jì)算公式如下。

式中：COP—散熱效率；PCOP—平均COP；n—記錄次數(shù)。

圖13 單根熱管COP逐時(shí)變化曲線Fig.13 The Every Minute COP Variation Curves of Single Heat Pipe

圖14 整個(gè)散熱裝置COP變化曲線Fig.14 The Every Minute COP Variation Curves of the Cooling Device

表4 不同工況下P COP值Tab.4 The Values of P COP Under Different Conditions

由表4分析可知：（1）單根熱管與整個(gè)散熱裝置在所有工況下的PCOP值分別為0.035和3.457，說(shuō)明整個(gè)裝置的散熱性能優(yōu)于單根熱管的散熱性能。（2）不同工況下，PCOP值隨著熱板溫度的增加而增加。單根熱管的PCOP值隨著溫度增加，其升高程度不明顯；整個(gè)散熱裝置的PCOP值隨著熱板溫度的增加而迅速增大并在一定時(shí)間后趨于穩(wěn)定。（3）整個(gè)散熱裝置的PCOP是單根熱管的（53.53～115.08）倍，且隨著熱板溫度的增加其倍數(shù)逐漸增大；單根熱管和整個(gè)散熱裝置的PCOP都隨著加熱板溫度增加而增加，其增大率分別為0.00059/min和0.088/min，這反映出整個(gè)散熱裝置與單根熱管相比具有良好的散熱性能。

5 結(jié)論

研制出一種新型通信機(jī)柜抽屜隔板式熱管換熱裝置，利用熱管的高效導(dǎo)熱性能，對(duì)熱源進(jìn)行散熱，為降低通信機(jī)房的能耗提供一種低能耗、高效率、切實(shí)可行的方案。其主要結(jié)論如下：（1）在不同工況下，單根熱管和整個(gè)散熱裝置的逐時(shí)散熱量、累計(jì)散熱量和總散熱量都是隨著熱板溫度的增加而增加。達(dá)到穩(wěn)定時(shí)，整個(gè)散熱裝置的逐時(shí)散熱量占機(jī)柜散熱量的比值平均為17.20%。單根熱管的累計(jì)散熱量為（19.79～52.23）kJ，總散熱量為（1.19～3.13）kJ；整個(gè)散熱裝置的累計(jì)散熱量為（2004.30～11572.20）kJ，總散熱量為（120.26～694.33）kJ。（2）整個(gè)散熱裝置的逐時(shí)散熱量是成對(duì)數(shù)形式增加的，其逐時(shí)散熱量模型為。（3）單根熱管和整個(gè)散熱裝置的散熱速率分別在（1.19～3.13）kJ/h之間與（60.13～347.17）kJ/h之間，整個(gè)裝置的散熱速率是單根熱管散熱速率的（50.13～110.90）倍。（4）單根熱管和整個(gè)散熱裝置的單位散熱量的平均耗電量分別為8.89kWh/（kJ·℃）和3.08kWh/（kJ·℃），單根熱管的單位散熱量的耗電量是整個(gè)散熱裝置的2.89倍，整個(gè)散熱裝置散熱性能比單根熱管的較好。（5）單根熱管和整個(gè)散熱裝置的COP都與其逐時(shí)散熱量呈現(xiàn)類似的變化規(guī)律，而單根熱管的PCOP值在（0.019～0.051）之間，其平均值為0.035；整個(gè)散熱裝置的PCOP在（1.017～5.869）之間，其平均值為3.457。