黃曉明，盧曉劍，許國(guó)良，陳新濤2，段 洋

(1.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,武漢 430074；2.張家港科瑞電氣有限公司,蘇州 215624)

0 引 言

脈動(dòng)熱管(Pulsating Heat Pipe,PHP)自20世紀(jì)90年代初被提出以來(lái)，就備受國(guó)內(nèi)外研究者的關(guān)注。相比于傳統(tǒng)的熱管，脈動(dòng)熱管不需要毛細(xì)吸液芯，利用液塞在蒸發(fā)器和冷凝器之間的自激振蕩來(lái)實(shí)現(xiàn)高速熱傳遞，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、體積小、熱傳輸能力高等優(yōu)點(diǎn)，被認(rèn)為是應(yīng)用于微小空間、高熱流密度條件下的一種極具潛力的高效傳熱元件[1]。

盡管結(jié)構(gòu)十分簡(jiǎn)單, 脈動(dòng)熱管的運(yùn)行機(jī)理卻非常復(fù)雜，是集顯熱傳熱、潛熱傳熱、膨脹功于一體的涉及多種機(jī)制、多個(gè)參數(shù)的汽-液兩相流系統(tǒng)。大量的實(shí)驗(yàn)研究表明，脈動(dòng)熱管的傳熱特性受多種因素影響，如管徑、充液率、工質(zhì)熱物性及工作條件等[2-3]。

蘇磊等[1,4]將脈動(dòng)熱管簡(jiǎn)化為一個(gè)熱力系統(tǒng)，分析了脈動(dòng)熱管的熱力學(xué)平衡問(wèn)題，揭示了能量與系統(tǒng)穩(wěn)定性的關(guān)系；汪健生等[5]研究了脈動(dòng)熱管內(nèi)的氣液兩相流動(dòng)及工質(zhì)所涉及的沸騰情況，并通過(guò)數(shù)值模擬，分析了固定熱負(fù)荷下加熱段與冷凝段長(zhǎng)度比值對(duì)脈動(dòng)熱管啟動(dòng)和運(yùn)行過(guò)程的影響；邵帥等[6]將脈動(dòng)熱管簡(jiǎn)化為一維直管，通過(guò)建立脈動(dòng)熱管多氣塞液塞模型對(duì)以氮為工質(zhì)的脈動(dòng)熱管進(jìn)行了研究，分析了管內(nèi)振蕩和傳熱特性，并得出了脈動(dòng)熱管內(nèi)工質(zhì)在溫差驅(qū)動(dòng)下的周期運(yùn)動(dòng)。不過(guò)其采用的多氣塞-液塞模型采用了較多的簡(jiǎn)化假設(shè)，不能反映復(fù)雜的兩相流變化對(duì)系統(tǒng)傳熱性能的影響。Sakulchangsatjatai等[7]依據(jù)可視化試驗(yàn)的結(jié)果，觀測(cè)到了氣液兩相之間的轉(zhuǎn)化過(guò)程，并基于連續(xù)介質(zhì)力學(xué)分析方法對(duì)管內(nèi)兩相流過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬。Hanlon等[8]研究了蒸發(fā)段與冷凝段溫差、氣液塞初始溫度、彎管數(shù)量等因素對(duì)脈動(dòng)熱管內(nèi)部工質(zhì)振蕩的影響，揭示了脈動(dòng)熱管內(nèi)部的流體動(dòng)力學(xué)情況，但并未進(jìn)一步探討動(dòng)力學(xué)特性與系統(tǒng)傳熱性能之間的定量關(guān)系；Ma等[9]對(duì)管內(nèi)氣液兩相流的運(yùn)行機(jī)理進(jìn)行了分析，指出工質(zhì)振蕩行為對(duì)脈動(dòng)熱管傳熱性能有很大影響，但在二者的定量關(guān)系方面也未做進(jìn)一步探討。

目前，人們對(duì)液塞在脈動(dòng)熱管中自激振蕩運(yùn)動(dòng)規(guī)律的研究還不夠完善，較多的簡(jiǎn)化條件使得模型與系統(tǒng)實(shí)際傳熱特性之間難以建立直接聯(lián)系。且大多數(shù)基于兩氣塞-液塞振蕩模型的研究都只停留在一個(gè)傳熱單元的比較分析。根據(jù)可視化實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果分析[10]，不同熱負(fù)荷條件下，脈動(dòng)熱管內(nèi)流體流動(dòng)會(huì)發(fā)生彈狀流到環(huán)狀流的流型變化，這種流態(tài)的變化對(duì)蒸發(fā)段管壁與工質(zhì)之間的傳熱系數(shù)有很大影響，也會(huì)對(duì)熱管整體流動(dòng)和傳熱特性產(chǎn)生很大差異。因此，在建立脈動(dòng)熱管機(jī)理模型時(shí)必需考慮流體流型的變化及其帶來(lái)的傳熱特性差異。

綜上所述，文中將復(fù)雜的氣液兩相傳熱傳質(zhì)過(guò)程融入到動(dòng)量和能量平衡機(jī)制中，對(duì)傳統(tǒng)的兩氣塞-液塞振蕩理論模型進(jìn)行了改進(jìn)。在新模型的基礎(chǔ)上，探討了熱負(fù)荷、管徑和傳熱單元數(shù)等因素對(duì)脈動(dòng)熱管流動(dòng)和傳熱特性的影響。

1 物理模型和數(shù)學(xué)模型

脈動(dòng)熱管的結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示。熱管分為蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段，汽塞與管壁之間有液膜層，液膜厚度與距液塞的遠(yuǎn)近有關(guān)。在絕熱段內(nèi)，工質(zhì)無(wú)吸熱和放熱過(guò)程，建模時(shí)可忽略絕熱段的影響。文中通過(guò)取脈動(dòng)熱管的一個(gè)U型單元，構(gòu)建的物理模型是一個(gè)垂直放置的U型圓管微通道，其兩端密封(如圖1(b))。將微型通道視為直管(如圖1(c))所示，考慮流動(dòng)過(guò)程中重力的影響，忽略工質(zhì)在絕熱段發(fā)生的物性變化，忽略彎管處的壓力損失[11-12]。位于管道兩端的每個(gè)蒸發(fā)段長(zhǎng)度為L(zhǎng)e，蒸發(fā)段管壁溫度保持在Te。冷凝段部分位于兩個(gè)蒸發(fā)段之間，長(zhǎng)度為L(zhǎng)c，冷凝段管壁溫度保持在Tc。液塞長(zhǎng)度為L(zhǎng)p，與脈動(dòng)熱管的工質(zhì)填充率有關(guān)。用xp表示管內(nèi)液塞的運(yùn)動(dòng)位移。當(dāng)液塞向右移動(dòng)時(shí)，xp為正；液塞向左移動(dòng)時(shí)，xp為負(fù)；液塞最左端與冷凝段最左端重合時(shí)，xp為0。

圖1 物理模型

當(dāng)液塞的初始位移xp為正時(shí)，左側(cè)汽塞部分進(jìn)入冷凝段，發(fā)生冷凝，汽塞壓力Pv1減少，熱管右側(cè)的液膜蒸發(fā)導(dǎo)致右側(cè)汽塞壓力Pv2增大，左右汽塞的壓力差導(dǎo)致液塞向左移動(dòng)。當(dāng)xp變?yōu)榱銜r(shí)，兩個(gè)蒸汽塞中并沒(méi)有蒸發(fā)、冷凝，但由于慣性，液塞繼續(xù)向左運(yùn)動(dòng)。當(dāng)xp變?yōu)樨?fù)時(shí)，左側(cè)汽塞壓力增大，右側(cè)汽塞壓力減小，壓差方向改變，液塞運(yùn)動(dòng)到最左側(cè)后開(kāi)始向右運(yùn)動(dòng)。兩個(gè)蒸汽塞交替蒸發(fā)和冷凝，壓差方向交替變化，維持液塞的振蕩運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)熱量的傳送。

模型中做出以下假設(shè)：

(1)設(shè)各結(jié)構(gòu)單元之間的傳熱傳質(zhì)過(guò)程相似；

(2)個(gè)蒸發(fā)段的汽塞可視為理想氣體，液塞是不可壓縮流體；

(3)汽塞和液塞之間面上發(fā)生質(zhì)量和能量交換全部是由于相變引起的；

(4)壁上的剪切應(yīng)力與流體的流動(dòng)狀態(tài)有關(guān)。液塞運(yùn)動(dòng)方向改變時(shí)，剪切應(yīng)力方向改變。

1.1 液塞運(yùn)動(dòng)方程

對(duì)液塞進(jìn)行受力分析：運(yùn)動(dòng)過(guò)程受到兩側(cè)汽塞壓差產(chǎn)生的推力、液塞兩側(cè)高度差產(chǎn)生的重力、液塞與管壁之間的剪切力。根據(jù)牛頓第二定律，當(dāng)液塞由左向右移動(dòng)時(shí)，有公式(1)：

(1)

式中，A為脈動(dòng)熱管的橫截面積；τp為液塞與管壁的剪切應(yīng)力，可用公式(2)表示：

τp=0.5Cρu2

(2)

式中,u為液塞的運(yùn)動(dòng)速度，C成為粘滯系數(shù)，與液塞的流動(dòng)狀態(tài)有關(guān)。根據(jù)液塞的運(yùn)動(dòng)速度計(jì)算出雷諾數(shù)Re(公式(3))后，可以由公式(4)計(jì)算得粘滯阻力系數(shù)C的值。

(3)

其中,ν為液塞的運(yùn)動(dòng)粘度系數(shù)。

(4)

綜上，將公式(1)簡(jiǎn)化為：

(5)

二階微分方程，可以通過(guò)四階龍格庫(kù)塔法求解得到對(duì)應(yīng)時(shí)刻的位移值xp。

1.2 汽塞能量方程

蒸汽塞的能量的變化量，其值為液膜蒸發(fā)進(jìn)入汽塞的能量與蒸汽塞對(duì)外界做工能量的差值。左右側(cè)汽塞的能量方程分別為公式(6)和公式(7)：

(6)

(7)

式中，hfg為該時(shí)刻對(duì)應(yīng)氣塞溫度下的汽化潛熱值，cv為定容比熱容值，Tv1、Tv2分別做左、右側(cè)汽塞溫度，mv1、mv2分別為左右側(cè)汽塞質(zhì)量。

假設(shè)兩個(gè)蒸發(fā)段的汽塞遵循理想氣體定律，寫出蒸汽的狀態(tài)方程(8)和(9)：

(8)

(9)

方程(8)和(9)分別對(duì)時(shí)間求導(dǎo)得到方程(10)和(11)：

(10)

(11)

將方程(10)代入方程(6)，方程(11)代入方程(7)，將得到的微分方程進(jìn)行積分，在給出汽塞初始?jí)毫v10、初始位移xp0、初始質(zhì)量mv10的情況下，可以得到氣塞壓力、位移和質(zhì)量的關(guān)聯(lián)方程(12)和(13)：

(12)

(13)

1.3 汽液塞質(zhì)量交換

蒸汽塞的質(zhì)量變化與液塞所處的位置有關(guān)，假設(shè)汽塞與液塞的質(zhì)量交換只發(fā)生在汽液交界面上。蒸汽塞質(zhì)量變化可以由公式(14)和(15)描述[12]：

(14)

(15)

1.4 兩相沸騰換熱分析

已有研究表明，不同傳熱負(fù)荷條件下，脈動(dòng)熱管內(nèi)工質(zhì)會(huì)呈現(xiàn)出不同的流型。當(dāng)其處于穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，主要流型為彈狀流與環(huán)狀流。文中借助Chen[13]提出的經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)計(jì)算he，將脈動(dòng)熱管內(nèi)傳熱視為沸騰換熱和強(qiáng)制對(duì)流換熱兩種方式的疊加，即：

he=EhFc+ShNB

(16)

其中，hFC是強(qiáng)制對(duì)流傳熱系數(shù)，hNB是泡核沸騰傳熱系數(shù)。E為對(duì)流強(qiáng)化系數(shù)，S為泡核沸騰抑制因子。

強(qiáng)制對(duì)流傳熱系數(shù)與流體熱傳導(dǎo)能力、流動(dòng)速度及含氣率有關(guān)，文獻(xiàn)[14]推薦經(jīng)驗(yàn)公式：

(17)

式中，k1、μ1和cp1分別為液體的導(dǎo)熱系數(shù)、動(dòng)力粘度和定壓比熱容；Pr1和Re1分別為以液體物性為基礎(chǔ)計(jì)算的雷諾數(shù)和普朗特?cái)?shù)；d為脈動(dòng)熱管管內(nèi)徑，G為流體質(zhì)量流流速，kg/(m2·s)；F兩相流動(dòng)參量，反映兩相流動(dòng)對(duì)傳熱的影響；x是質(zhì)量流含氣率，為氣相的質(zhì)量流量Mg和氣液混合物的總質(zhì)量M之比，即：

(18)

其中，Ag是氣相流通界面積，wg是氣相流速。

式(17)中兩相流動(dòng)參量F由Chen經(jīng)過(guò)實(shí)驗(yàn)確認(rèn)，F(xiàn)與Xtt的關(guān)系為：

(19)

Xtt為氣液兩相均為湍流時(shí)的Martinelli參數(shù)，根據(jù)質(zhì)量流含氣率x確定：

(20)

hNB采用Liu-Winternton 改進(jìn)泡核沸騰關(guān)系式[15]：

(21)

其中，M為流體分子量，水為18；Pr=p/pcr為折算壓力，q為熱流密度W/m2。

泡核沸騰因子S表達(dá)式：

(22)

(23)

對(duì)于彈狀流型下對(duì)流強(qiáng)化傳熱系數(shù)E，采取Dittus-Boelter關(guān)系式[16]計(jì)算得到：

E=1+1.37(1/Xtt)0.86

(24)

環(huán)狀流下對(duì)流強(qiáng)化傳熱系數(shù)E，需要考慮沸騰劇烈程度，增加沸騰項(xiàng)：

E=1+24 000Bo1.16+1.37(1/Xtt)0.86

(25)

其中，Bo為沸騰數(shù)：

(26)

式中，il-g工質(zhì)的汽化潛熱，(J/kg)。

2 求解過(guò)程

基于MATLAB平臺(tái)對(duì)上述方程采用數(shù)值求解，其主要求解過(guò)程如下：

(1)給定蒸發(fā)段和冷凝段管壁溫度、環(huán)境溫度、熱負(fù)荷等邊界條件，對(duì)管內(nèi)液塞的速度、位移及管內(nèi)氣塞的物性參數(shù)變化進(jìn)行預(yù)判斷，并根據(jù)預(yù)判斷確定管內(nèi)兩相流型，并根據(jù)流型計(jì)算蒸發(fā)段壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；

(2)據(jù)脈動(dòng)熱管內(nèi)液塞運(yùn)動(dòng)方程、氣塞運(yùn)動(dòng)方程和氣液塞質(zhì)量交換關(guān)聯(lián)式，求解兩側(cè)汽塞的初始質(zhì)量；

(3)利用四階龍格庫(kù)塔法[17]，求解微分方程(5)，得到液塞的位移xp和速度u；使用牛頓-拉夫森算法(Newton-Raphson)求解方程(12)和方程(13)中的左右側(cè)壓強(qiáng)校驗(yàn)值Pv1和Pv2。

(4)蒸發(fā)換熱量、流型參數(shù)進(jìn)行校驗(yàn)。滿足假設(shè)后認(rèn)為過(guò)程收斂，并輸出系統(tǒng)熱分析所需要的參數(shù)，進(jìn)行下一步的系統(tǒng)換熱分析。

3 結(jié)果與討論

針對(duì)圖1的5單元閉合回路脈動(dòng)熱管，設(shè)定如表1所示基本參數(shù)，進(jìn)行模型驗(yàn)證和分析。

表1 脈動(dòng)熱管基本物理參數(shù)

續(xù)表1

物理參數(shù)數(shù) 值冷凝端長(zhǎng)度Lc0.4m初始位移xp0熱負(fù)荷Q15, 25, 40, 55, 70, 80W環(huán)境溫度25℃管內(nèi)工質(zhì)水充液率50%傳熱單元數(shù)N4,5,6

3.1 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，文中將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[18]的實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較。文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)研究所采用的脈動(dòng)熱管內(nèi)徑為2 mm，傳熱單元數(shù)5，其它參數(shù)與表1中數(shù)據(jù)完全一致。二者的比較如圖2所示。由圖可以看出，模型能夠很好地預(yù)測(cè)脈動(dòng)熱管傳熱特性的變化，在趨勢(shì)和數(shù)值上都與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)非常吻合。基于圖2的理論計(jì)算結(jié)果，我們還可以預(yù)測(cè)到：當(dāng)脈動(dòng)熱管處于低負(fù)荷運(yùn)行，管內(nèi)流型主要以彈狀流為主時(shí)，熱管熱阻較大；隨著熱負(fù)荷增大，脈動(dòng)熱管內(nèi)的流型逐漸演變?yōu)榄h(huán)狀流，此時(shí)熱管熱阻較小，且隨著熱負(fù)荷的增大，熱阻會(huì)逐漸降低，但變化越來(lái)越小。

圖2 PHP模型計(jì)算熱阻與試驗(yàn)熱阻比較(N=5,d=2 mm)

3.2 熱負(fù)荷影響

脈動(dòng)熱管運(yùn)行熱負(fù)荷對(duì)脈動(dòng)熱管管內(nèi)工質(zhì)流型和工質(zhì)與管壁的總傳熱系數(shù)具有較大的影響。不同管徑下，熱負(fù)荷對(duì)熱管傳熱特性的影響也有不同的表現(xiàn)。由于管徑改變，為保證相同的管內(nèi)工質(zhì)流通體積，需要相應(yīng)改變加熱段和冷凝段的長(zhǎng)度。比較1.5、2、2.5 mm管徑下，運(yùn)行熱負(fù)荷與脈動(dòng)熱管管內(nèi)流型和傳熱系數(shù)he的關(guān)系，結(jié)果如圖3所示。

圖3 不同管徑下，熱負(fù)荷與傳熱特性關(guān)系(N=5)

對(duì)脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段內(nèi)兩相流流動(dòng)和傳熱特性隨熱負(fù)荷的變化情況進(jìn)行了分析，結(jié)果如圖3所示。

圖3(a)反映了蒸發(fā)段內(nèi)兩相流體的分液相動(dòng)壓頭ρljl和分氣相動(dòng)壓頭ρgjg隨熱負(fù)荷的變化。兩個(gè)縱坐標(biāo)的計(jì)算公式如下：

(27)

依據(jù)文獻(xiàn)[19]給出的兩相流型判定圖，認(rèn)為當(dāng)ρljl≤104，且ρgjg≤103時(shí)，管內(nèi)以彈狀流為主；當(dāng)ρljl≤104，且ρgjg>103時(shí)，管內(nèi)以環(huán)狀流為主。由圖3(a)可以看出，流型在較低的熱負(fù)荷下易形成彈狀流，隨著負(fù)荷的增高逐漸演變?yōu)榄h(huán)狀流。在相同熱負(fù)荷下，不同的管徑流型也會(huì)有不同的表現(xiàn)，如同為25 W熱負(fù)荷，1.5 mm管徑內(nèi)以環(huán)狀流為主，而2 mm和2.5 mm管徑則以彈狀流為主。這是因?yàn)樾」軓矫}動(dòng)熱管蒸發(fā)段工質(zhì)汽化產(chǎn)生的氣泡更容易聚集，氣泡成長(zhǎng)過(guò)程排開(kāi)液態(tài)工質(zhì)體積并不管合并，容易產(chǎn)生環(huán)狀流。

圖3(b)可以看出，當(dāng)脈動(dòng)熱管管內(nèi)從彈狀流演變至環(huán)狀流時(shí)，對(duì)流換熱系數(shù)he會(huì)有一個(gè)比較大的陡增，且隨著熱負(fù)荷的增大， he繼續(xù)增大。2 mm管徑時(shí)，40 W熱負(fù)荷下環(huán)狀流he是25 W熱負(fù)荷下彈狀流he的近5倍。各管徑不同流型下的he差異非常大，且都隨著熱負(fù)荷在逐漸變化。

結(jié)合圖3(a)和圖3(b)可知，兩相流流動(dòng)形態(tài)與熱負(fù)荷和管徑等多種因素有關(guān)。不同流態(tài)對(duì)應(yīng)的傳熱特性不同，有必要在模型中加入相關(guān)的考慮。

3.3 PHP振蕩特性分析時(shí)

針對(duì)管徑為2 mm的脈動(dòng)熱管，不同熱負(fù)荷下脈動(dòng)熱管液塞運(yùn)動(dòng)情況如圖4所示。

由圖4(a)可以看出，低負(fù)荷條件下(25 W)，脈動(dòng)熱管內(nèi)以彈狀流為主時(shí)，液塞振蕩幅度較大，比環(huán)狀流最大振幅大0.08 m，頻率也較低；而較高負(fù)荷條件下(55 W)，管內(nèi)以環(huán)狀流為主時(shí)，管內(nèi)的液塞振蕩幅度較小，頻率卻高達(dá)10 Hz，比彈狀流的振蕩頻率高出2 Hz左右，振蕩更為劇烈。隨著熱負(fù)荷的進(jìn)一步增長(zhǎng)(80 W)，振蕩幅度也進(jìn)一步減小，振蕩頻率進(jìn)一步增大，但因?yàn)闆](méi)有流型的差異，振幅和頻率相比55 W的情況并沒(méi)有太大變化。

圖4 PHP振蕩特性圖(N=5,d=2 mm)

圖4(b)和圖4(c)是左側(cè)汽塞溫度和壓力隨熱負(fù)荷的變化，可以看出，25 W時(shí)溫度和壓力變化幅度較大，這是由于低負(fù)荷下的彈狀流振蕩程度不夠劇烈，引起的熱量在蒸發(fā)端聚集，未能及時(shí)傳遞到冷凝段，引起的加熱段溫度和壓力的升高。對(duì)于較高負(fù)荷，管內(nèi)流型演變?yōu)閺棤盍骱螅l率升高，振蕩劇烈，溫度和壓力的變化速度加快，變化幅度降低。圖4(c)還顯示，熱負(fù)荷越大，氣塞的壓力被整體抬高。

3.4 幾何參數(shù)對(duì)PHP傳熱特性影響

圖5 直徑d、傳熱單元數(shù)N對(duì)PHP整體熱阻影響(控制熱管工質(zhì)的流通總體積一定)

PHP的傳熱特性受到許多物理參數(shù)的制約，如管徑d、傳熱單元數(shù)N等。為探究管徑對(duì)脈動(dòng)熱管整體運(yùn)行熱阻的影響，針對(duì)圖1所示5彎頭PHP，選取1.5、2、2.5 mm管徑的PHP傳熱運(yùn)行情況，比較各管徑下熱管的整體熱阻值，如圖5(a)所示。

由圖5(a)可以看出，脈動(dòng)熱管內(nèi)工質(zhì)流型以彈狀流為主時(shí)，熱阻較大，而演變?yōu)榄h(huán)狀流后，熱阻會(huì)有較明顯的降低。所以針對(duì)低負(fù)荷運(yùn)行的工況，可以選擇管徑較小的脈動(dòng)熱管。隨著負(fù)荷的增加，當(dāng)各管徑內(nèi)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)都演變至環(huán)狀流為主時(shí)，三者的整體熱阻差異不明顯，管徑打的熱阻會(huì)略低一些。針對(duì)更高負(fù)荷的工況，不宜選擇小管徑的脈動(dòng)熱管。

為探究不同傳熱單元數(shù)N對(duì)脈動(dòng)熱管彎頭數(shù)目對(duì)運(yùn)行熱阻的影響，選取N為4、5、6，管徑d都為2 mm的PHP傳熱運(yùn)行情況，比較各傳熱單元數(shù)N下熱管的整體熱阻值。需要控制加熱和冷凝段的總長(zhǎng)度這一變量恒定，故在改變N時(shí)，需要相應(yīng)改變加熱段和冷凝段的長(zhǎng)度。結(jié)果如圖5(b)所示。

由圖5(b)可以看出，在相同熱負(fù)荷下，隨著傳熱單元N的增加，脈動(dòng)熱管的整體熱阻會(huì)減小，傳熱特性會(huì)提升，但提升效果不明顯。特別是處于低熱負(fù)荷區(qū)域，三根不同數(shù)目的脈動(dòng)熱管傳熱特性差異較小。由圖中也可以看出，N的數(shù)目變化對(duì)流型變化趨勢(shì)的影響并不大。

4 結(jié)束語(yǔ)

文中對(duì)脈動(dòng)熱管兩氣塞-液塞振蕩理論模型進(jìn)行了完善，將復(fù)雜的兩相流傳熱傳質(zhì)過(guò)程與脈動(dòng)熱管內(nèi)動(dòng)量和能量平衡機(jī)制相結(jié)合，使模型能夠更好地反映兩相流動(dòng)和傳熱特性對(duì)脈動(dòng)熱管整體熱傳輸?shù)年P(guān)系。根據(jù)文中的研究結(jié)果，得到如下的結(jié)論：

(1)通過(guò)與已有文獻(xiàn)的實(shí)驗(yàn)相比較驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的吻合，不僅反映在趨勢(shì)上，還反映在數(shù)值上。同時(shí)，文中的模型還可以對(duì)流態(tài)進(jìn)行預(yù)測(cè)和傳熱特性進(jìn)行分析。

(2)低負(fù)荷下，脈動(dòng)熱管內(nèi)流體以彈狀流為主，傳熱系數(shù)較小，振蕩運(yùn)動(dòng)為低頻高幅；隨著負(fù)荷的增大，流態(tài)將從彈狀流轉(zhuǎn)變到環(huán)形流，其轉(zhuǎn)變的臨界熱負(fù)荷與內(nèi)徑有關(guān)。環(huán)形流時(shí)，傳熱系數(shù)有明顯增大，振蕩運(yùn)動(dòng)特性為高頻低幅。

(3)從影響因素看，流態(tài)與熱負(fù)荷的關(guān)系主要取決于內(nèi)徑，與彎頭數(shù)目關(guān)系不大。但彎頭數(shù)目的增大，在同樣條件下，會(huì)使系統(tǒng)熱阻略有下降。