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        梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管傳熱性能的研究

        2020-11-26 09:36:00于慧文崔文宇郝婷婷馬學(xué)虎
        化工進(jìn)展 2020年11期

        于慧文,崔文宇,郝婷婷,馬學(xué)虎

        (大連理工大學(xué)化工學(xué)院,遼寧大連116024)

        脈動(dòng)熱管(pulsating heat pipes, or oscillating heat pipes)依靠蒸發(fā)端與冷凝端潛熱傳遞產(chǎn)生的蒸汽壓差推動(dòng)液彈振蕩運(yùn)動(dòng),因其無需吸液芯、管路加工形式多樣、傳熱性能優(yōu)良等特點(diǎn)[1-3],成為電子冷卻領(lǐng)域中極具潛力的散熱設(shè)備。隨著電子元件的便攜化和集成化發(fā)展,脈動(dòng)熱管也趨向小型化設(shè)計(jì)和加工。但脈動(dòng)熱管尺寸及彎管數(shù)的減小將會(huì)顯著降低傳熱性能,尤其在無重力作用協(xié)助的水平加熱模式和豎直放置的頂部加熱模式下,低彎管數(shù)的脈動(dòng)熱管由于壓差不足,無法保證蒸發(fā)段的持續(xù)供液,傳熱效率顯著降低[4-6]。曹小林等[7]發(fā)現(xiàn)當(dāng)傾角較小時(shí),脈動(dòng)熱管內(nèi)還沒有形成脈動(dòng)效應(yīng)時(shí)加熱段就發(fā)生燒干。因此,針對微重力或逆重力條件下脈動(dòng)熱管傳熱性能惡化的問題,Chien等[8]設(shè)計(jì)了一種非均勻通道脈動(dòng)熱管,在充液率大于50%時(shí)可以在任何傾斜角度運(yùn)行,且實(shí)現(xiàn)了傳熱效率的提高。Kwon 和Kim[9]利用脈動(dòng)熱管通道的雙直徑結(jié)構(gòu),增加相鄰管內(nèi)液彈兩端的毛細(xì)壓差,從而促進(jìn)工質(zhì)在管內(nèi)的循環(huán)流動(dòng)。李孝軍等[10]利用脈動(dòng)熱管內(nèi)壁的微槽道結(jié)構(gòu),使得脈動(dòng)熱管達(dá)到一定輸入功率時(shí)能夠在水平方向上啟動(dòng)。然而,由于通道尺寸的減小,液彈脈動(dòng)阻力增大,水平運(yùn)行效率仍小于垂直運(yùn)行的均勻結(jié)構(gòu)脈動(dòng)熱管。因此,如何實(shí)現(xiàn)均勻脈動(dòng)熱管水平運(yùn)行仍是重要的研究問題。

        近期,許多學(xué)者對脈動(dòng)熱管表面潤濕性能影響的研究發(fā)現(xiàn),壁面潤濕性的提高對脈動(dòng)熱管的傳熱性能有顯著改善[11-14]。Hao等[13-14]研究發(fā)現(xiàn),親水表面脈動(dòng)熱管內(nèi)的汽液界面呈凹液面,液彈尾部存在一層液膜,為液彈的脈動(dòng)提供了減阻作用。Srinivasan 等[15]研究發(fā)現(xiàn),隨著微通道內(nèi)潤濕性的提高,液彈運(yùn)動(dòng)過程接觸角滯后減小,液彈運(yùn)動(dòng)阻力降低。梯度潤濕表面是表面功能材料的一種,通過在表面構(gòu)造沿長度方向均勻變化的接觸角梯度,從而定向驅(qū)動(dòng)液滴及流體運(yùn)動(dòng),為冷凝換熱[16-17]、熱管技術(shù)[18-20]、微流控技術(shù)[21-22]中的流體輸送提供了新的研究思路。Daniel 等[17]發(fā)現(xiàn)在徑向梯度潤濕分布表面上,液滴聚并過程中潤濕性較強(qiáng)的汽-液界面先于潤濕性較差一側(cè)達(dá)到前進(jìn)角,從而發(fā)生液體整體向潤濕性較強(qiáng)區(qū)域的自發(fā)移動(dòng)和脫落現(xiàn)象。紀(jì)玉龍等[23]通過控制刻蝕液濃度的方法制備了具有不同潤濕性表面的脈動(dòng)熱管,隨通道浸潤程度的增強(qiáng),脈動(dòng)熱管的傳熱性能得到強(qiáng)化。Xie 等[18]和Cheng 等[20]分別通過激光刻蝕和浸泡刻蝕的方法在微熱管內(nèi)表面構(gòu)建了潤濕性梯度結(jié)構(gòu),有效增加了管內(nèi)的毛細(xì)流動(dòng)現(xiàn)象和傳熱能力。Singh 等[19]通過數(shù)學(xué)建模的方法對微熱管表面的梯度接觸角進(jìn)行優(yōu)化,結(jié)果表明,當(dāng)蒸發(fā)段表面為高潤濕性、冷凝段表面為低潤濕性,且絕熱段表面為從高至低潤濕性均勻變化時(shí),微熱管的傳熱性能最佳。

        目前對脈動(dòng)熱管表面潤濕性的改進(jìn)研究較為局限,主要集中在親水、超親水及疏水表面等單一潤濕性表面的研究。如何實(shí)現(xiàn)對脈動(dòng)熱管表面潤濕性的控制,從而顯著影響液彈的運(yùn)動(dòng)行為將成為本文的主要研究內(nèi)容。本文通過控制化學(xué)刻蝕時(shí)間制備了梯度潤濕表面,通過潤濕性梯度定向驅(qū)動(dòng)液體工質(zhì)向蒸發(fā)段運(yùn)動(dòng),解決小型脈動(dòng)熱管水平操作時(shí)易燒干、不啟動(dòng)以及傳熱性能差的問題。同時(shí)開展了純銅脈動(dòng)熱管及梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管在不同充液率條件下的可視化觀測試驗(yàn)和傳熱試驗(yàn)。

        1 試驗(yàn)裝置

        脈動(dòng)熱管示意圖及測溫點(diǎn)位置分布如圖1(a)所示。脈動(dòng)熱管總長107mm,其中蒸發(fā)段、絕熱段、冷凝段長度分別為34mm、33mm及40mm。紫銅板經(jīng)由機(jī)械加工形成截面為3mm×3mm的槽道,12個(gè)相鄰槽道由U形彎管連接,形成6彎管板式閉環(huán)脈動(dòng)熱管。紫銅板兩側(cè)對稱加工12 個(gè)孔徑為1.5mm的熱電偶測溫孔。通過控制刻蝕液滴加時(shí)間的方法制備了梯度潤濕表面,形成蒸發(fā)段到冷凝段接觸角均勻增大的潤濕性梯度,具體制備方法見下文。脈動(dòng)熱管試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1(b)所示,由5 個(gè)部分構(gòu)成:六彎管板式脈動(dòng)熱管、加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、可視化系統(tǒng)以及溫度采集系統(tǒng)。加熱系統(tǒng)通過連接直流電源(WFDC-60V/60A)進(jìn)行熱量輸入。冷卻系統(tǒng)由鋁冷塊和恒溫循環(huán)水?。―FY-10/25)組成,水浴溫度設(shè)定為15℃。脈動(dòng)熱管測試部分的組裝示意圖如圖2 所示,包括透明聚碳酸酯蓋板(PC 板)、硅膠墊片、脈動(dòng)熱管、加熱/冷凝塊和四氟板,均用螺栓組裝和拴緊。自制的銅-康銅熱電偶經(jīng)過精確校正,溫度測量誤差為±0.1℃,使用時(shí)連接NI數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(NI cDAQ-9188)采集數(shù)據(jù)。通過高速攝像機(jī)(Photron Ultima APX-RS)記錄脈動(dòng)熱管內(nèi)液彈及汽彈的脈動(dòng)圖像,幀數(shù)為1000fps。高速攝像采集圖片的像素是1280×1024,實(shí)際圖片的尺寸是120mm×100mm,每個(gè)像素點(diǎn)代表0.1mm,所以測試的液彈脈動(dòng)振幅的誤差為0.1mm。

        圖1 板式脈動(dòng)熱管及測溫點(diǎn)位置和試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

        圖2 板式脈動(dòng)熱管的測試部分組裝圖

        試驗(yàn)選用去離子水作為工作流體。較低充液率脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段的燒干現(xiàn)象嚴(yán)重,因此選用50%及70%作為工作流體充液率,充液率不確定度為±5%。通過改變直流電源的輸出電壓和電流調(diào)節(jié)脈動(dòng)熱管的輸入功率,自100W開始每增加40W記錄一組數(shù)據(jù),直至蒸發(fā)段溫度達(dá)到100℃。脈動(dòng)熱管的傳熱性能由脈動(dòng)熱管的整體熱阻進(jìn)行表征,表達(dá)式如式(1)所示。

        在100W的輸入功率下,蒸發(fā)段和冷凝段之間的最小溫差為20℃,則計(jì)算得到傳熱熱阻的相對不確定度如式(3)所示。

        2 表面制備與表征

        2.1 制備方法與表征結(jié)果

        首先將紫銅脈動(dòng)熱管在1mol/L 的稀硫酸中浸泡30min,接著用大量去離子水沖洗并用氮?dú)獯蹈?。常溫?0℃)下,將洗凈的脈動(dòng)熱管垂直放入燒杯,蒸發(fā)段置于底部。將1.5mol/L NaOH 溶液和0.06mol/L(NH4)2S2O8溶液以1∶1的體積比混合,配制成刻蝕溶液[24],并逐滴勻速加入燒杯中。第一滴加入至最后一滴完全浸沒脈動(dòng)熱管的時(shí)間為15min。將制備完畢的脈動(dòng)熱管表面洗凈吹干后,得到沿長度方向具有不同微納結(jié)構(gòu)的Cu(OH)2梯度潤濕表面,其掃描電鏡圖如圖3(b)所示。Cu(OH)2親水表面為一層納米草多孔結(jié)構(gòu)薄膜,表面毛細(xì)效應(yīng)使得水能夠迅速滲入微納結(jié)構(gòu)并在表面鋪展。由于沿冷凝段(最左端坐標(biāo)設(shè)置為0)到蒸發(fā)段方向刻蝕時(shí)間逐漸增加,因此脈動(dòng)熱管表面的納米草粗糙結(jié)構(gòu)逐漸由稀疏變?yōu)槊芗纬闪藦?3.8°(純銅表面)至0°接觸角均勻減小的潤濕性梯度。取梯度潤濕表面的不同位置對接觸角進(jìn)行測量,結(jié)果如圖3(a)和圖3(c)所示。

        圖3 梯度潤濕表面的靜態(tài)接觸角、不同潤濕性位置對應(yīng)的掃描電鏡圖片和靜態(tài)接觸角隨位置的變化

        2.2 梯度潤濕表面驅(qū)動(dòng)液彈運(yùn)動(dòng)機(jī)理分析

        在梯度潤濕表面上,液滴或微通道內(nèi)的液體工質(zhì)會(huì)自發(fā)地由潤濕性較差的一側(cè)向潤濕性較強(qiáng)的一側(cè)運(yùn)動(dòng),本文中液體自發(fā)向脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段運(yùn)動(dòng)。以圖4 中脈動(dòng)熱管的單根梯度潤濕性通道為例,對梯度潤濕通道驅(qū)動(dòng)工質(zhì)運(yùn)動(dòng)的過程進(jìn)行理論分析。脈動(dòng)熱管通道總長度L=107mm,沿長度方向接觸角從83.8°均勻變化為0°。圖5 為梯度潤濕表面接觸角的實(shí)驗(yàn)值與理論值的對比,本文中梯度潤濕通道的局部接觸角滿足關(guān)系式(4)[25]。

        圖4 梯度潤濕通道液彈運(yùn)動(dòng)示意圖

        圖5 接觸角隨位置的變化及擬合關(guān)系

        圖6 沿通道方向驅(qū)動(dòng)力的變化

        沿長度方向驅(qū)動(dòng)力的變化如圖6所示。從圖中可以看出,沿著流體運(yùn)動(dòng)方向,驅(qū)動(dòng)力呈下降趨勢。在通道的各個(gè)部分,梯度潤濕通道的驅(qū)動(dòng)力始終顯著大于普通表面。因此通過引入梯度潤濕通道,驅(qū)動(dòng)工質(zhì)自發(fā)潤濕脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段,從而解決小型脈動(dòng)熱管易燒干的問題。

        3 結(jié)果與討論

        3.1 豎直方向

        圖7給出了豎直加熱模式下穩(wěn)定運(yùn)行脈動(dòng)熱管內(nèi)的工質(zhì)流動(dòng)形態(tài)。脈動(dòng)熱管啟動(dòng)后,液態(tài)工質(zhì)主要依靠慣性力、表面張力、重力以及蒸汽壓差的共同作用回流至蒸發(fā)段。加熱功率較高時(shí),工質(zhì)由于回流不及時(shí)會(huì)出現(xiàn)局部燒干的現(xiàn)象。管內(nèi)既有離散的氣泡,也有短汽彈以及長汽彈,相鄰?fù)ǖ赖钠麖椇鸵簭椣嗷ビ绊懀纬煞€(wěn)定振蕩流動(dòng)。

        圖7 豎直方向脈動(dòng)熱管內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)形態(tài)

        圖8為豎直運(yùn)行時(shí)兩種表面脈動(dòng)熱管的整體熱阻大小。從圖中可以看出,對于相同表面脈動(dòng)熱管,50%充液率時(shí)的熱阻較低。這是由于較高充液率時(shí)液彈脈動(dòng)的阻力增大,同時(shí)汽相驅(qū)動(dòng)力減弱,導(dǎo)致傳熱性能降低。而相同充液率下,梯度潤濕表面展現(xiàn)出稍好的傳熱性能。這是因?yàn)殡S加熱功率升高,梯度潤濕表面由于微納結(jié)構(gòu)的親水效應(yīng),在液彈尾部形成一層薄液膜,從而有效地避免了蒸發(fā)段局部燒干的情況,改善了脈動(dòng)熱管的傳熱性能。50%充液率時(shí),梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管的熱阻由0.205℃/W降至0.107℃/W,傳熱性能較純銅脈動(dòng)熱管提升了0.5%~5.4%。

        圖8 豎直方向脈動(dòng)熱管的熱阻隨輸入功率的變化

        3.2 水平方向

        3.2.1 可視化觀測結(jié)果

        圖9 水平方向脈動(dòng)熱管內(nèi)工質(zhì)的形態(tài)及其示意圖(充液率為50%)

        圖9為水平加熱模式下純銅及梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管在各加熱功率下達(dá)到穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的圖像及示意圖。在水平加熱模式下,純銅脈動(dòng)熱管內(nèi)由于沒有重力支持冷凝液回流,隨加熱功率的上升,液體逐漸集聚在脈動(dòng)熱管的冷凝段和絕熱段,蒸發(fā)段出現(xiàn)嚴(yán)重?zé)傻默F(xiàn)象,如圖9(a)所示。僅在輸入功率達(dá)到300W以上時(shí),由于蒸汽壓差增大,液彈有0~2mm的局部脈動(dòng)。

        梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管在加熱功率達(dá)到260W以上時(shí)則能夠很好地啟動(dòng)和運(yùn)行,如圖9(b)所示。在較高加熱功率時(shí),一方面由于蒸汽壓差增加,另一方面,梯度潤濕表面對液彈的前驅(qū)液面存在毛細(xì)驅(qū)動(dòng)力,使得液彈前端向潤濕性較強(qiáng)的蒸發(fā)段運(yùn)動(dòng)。冷凝液在二者的共同作用下以回流形式潤濕蒸發(fā)段,并在壁面發(fā)生相變,使得蒸汽壓力迅速升高。膨脹的蒸汽推動(dòng)U形管兩側(cè)的工質(zhì)向絕熱段和冷凝段運(yùn)動(dòng),從而使脈動(dòng)熱管順利啟動(dòng)。隨著膨脹汽彈的上升,液彈被分隔成離散的長液彈和短液彈,到達(dá)冷凝段后遇冷放出熱量,由于表面張力、蒸汽壓差及梯度潤濕驅(qū)動(dòng)力的作用再次回流至蒸發(fā)段,并循環(huán)上述環(huán)節(jié),實(shí)現(xiàn)脈動(dòng)熱管水平加熱模式下的穩(wěn)定運(yùn)行。

        由于脈動(dòng)熱管內(nèi)80%~90%的能量傳遞均來自于液彈脈動(dòng)產(chǎn)生的顯熱[26],因此液彈脈動(dòng)越劇烈,脈動(dòng)熱管的傳熱性能越佳。通過對可視化圖像的處理,分析了脈動(dòng)熱管穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)2.5s內(nèi)梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管內(nèi)汽液界面脈動(dòng)的相對位置及瞬時(shí)速度隨時(shí)間的變化,結(jié)果如圖10 所示。液彈脈動(dòng)的時(shí)均位置定義為0,液彈脈動(dòng)瞬時(shí)位置定義為與時(shí)均位置的距離。加熱功率100~340W范圍內(nèi),紫銅脈動(dòng)熱管內(nèi)液彈幾乎無運(yùn)動(dòng)。而相同操作條件下,梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管由于梯度潤濕驅(qū)動(dòng)力可以穩(wěn)定運(yùn)行。同時(shí)由于Cu(OH)2微納結(jié)構(gòu)表面具有較強(qiáng)的毛細(xì)作用,可以在熱管壁面形成一層薄液膜,有效降低了液彈脈動(dòng)時(shí)與壁面間的摩擦阻力,增加了液彈脈動(dòng)的振幅和速度。同時(shí)從圖10 可以看出,液彈的脈動(dòng)運(yùn)動(dòng)呈現(xiàn)出局部小幅振蕩與大幅爆發(fā)振蕩交替發(fā)生的運(yùn)動(dòng)模式。這是因?yàn)榧幢阌刑荻葷櫇癖砻娴拇嬖冢椒较蛏弦后w的回流量仍然較少,導(dǎo)致蒸汽壓差不足,從而發(fā)生局部的小幅度振蕩。之后隨著能量累積,逐漸增加的蒸汽壓差推動(dòng)冷凝段的液彈越過頂部U形管而流入相鄰?fù)ǖ溃沟么罅抗べ|(zhì)回流至蒸發(fā)段,形成短暫且大幅度的單向振蕩流動(dòng),可視化觀測如圖9(b)所示。當(dāng)充液率為50%時(shí),梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管內(nèi)汽液界面的脈動(dòng)幅度最為劇烈,為-33~46mm,液彈脈動(dòng)頻率約為8.5Hz,最大振幅約為純銅脈動(dòng)熱管的20 倍。70%充液率時(shí)汽液界面的脈動(dòng)幅度為-53~35mm,脈動(dòng)頻率為約6.5Hz。脈動(dòng)的最大瞬時(shí)速度在50%及70%充液率下分別為3.0m/s 及2.1m/s,平均速度分別為0.55m/s及0.36m/s。

        圖10 梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管水平運(yùn)行時(shí)汽液界面脈動(dòng)的相對位置及瞬時(shí)速度隨時(shí)間的變化(輸入功率為340W)

        3.2.2 壁面溫度和熱阻

        圖11 水平方向脈動(dòng)熱管的壁面溫度分布隨加熱功率的變化

        圖12 水平方向脈動(dòng)熱管穩(wěn)態(tài)運(yùn)行階段壁面的溫度分布

        脈動(dòng)熱管內(nèi)液彈振蕩運(yùn)動(dòng)是壁面溫度發(fā)生波動(dòng)的主要原因,因此可通過壁面的溫度波動(dòng)分析液彈的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。圖11 為純銅及梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管水平運(yùn)行時(shí)壁面溫度分布隨加熱功率的變化。對于水平方向運(yùn)行的光滑紫銅表面,50%充液率時(shí)幾乎沒有溫度振蕩。70%充液率條件下,輸入功率為300W 時(shí)存在短暫溫度振蕩,表明管內(nèi)出現(xiàn)了短暫的液彈脈動(dòng)現(xiàn)象。但隨著加熱功率的升高,蒸發(fā)段完全燒干,溫度振蕩停止,如圖11(a)所示。因此可以認(rèn)為紫銅脈動(dòng)熱管在水平操作時(shí)無法有效運(yùn)行。而具有納米草結(jié)構(gòu)的梯度潤濕脈動(dòng)熱管在加熱功率260W以上時(shí),由于液彈開始脈動(dòng)而持續(xù)存在溫度振蕩,如圖11(b)所示。圖12是加熱功率為340W時(shí),脈動(dòng)熱管穩(wěn)定運(yùn)行階段壁面溫度的分布。從圖中可以看出,紫銅脈動(dòng)熱管壁面溫度趨于恒定,而梯度潤濕脈動(dòng)熱管壁面溫度波動(dòng)的振幅顯著大于紫銅脈動(dòng)熱管。同時(shí)通過液彈的振蕩運(yùn)動(dòng)使蒸發(fā)段的熱量傳遞到冷凝段進(jìn)行散熱,相同的加熱功率下,梯度潤濕脈動(dòng)熱管的蒸發(fā)段與冷凝段的壁面溫度差顯著小于紫銅脈動(dòng)熱管。

        圖13 為純銅及梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管水平加熱模式下的熱阻大小。相較于豎直方向,水平運(yùn)行時(shí)由于缺乏重力作用輔助回流,脈動(dòng)熱管的傳熱性能顯著降低。50%充液率時(shí),梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管的整體傳熱性能下降了6%~33%,純銅脈動(dòng)熱管下降了8%~103%。純銅脈動(dòng)熱管在水平運(yùn)行時(shí),由于蒸發(fā)段燒干現(xiàn)象嚴(yán)重,脈動(dòng)熱管無法工作,因此熱阻維持在一個(gè)較高的數(shù)值。由于液彈脈動(dòng)的劇烈程度顯著影響脈動(dòng)熱管的傳熱性能,因此相比于純銅脈動(dòng)熱管,梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管在水平加熱模式時(shí)傳熱性能顯著提高,熱阻隨加熱功率增加而不斷下降。充液率為50%及70%時(shí),梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管的整體熱阻分別由0.218℃/W 降至0.122℃/W、0.226℃/W 降至0.176℃/W,相同操作條件下與紫銅脈動(dòng)熱管相比,熱阻分別能夠最大降低45%(380W)和21%(340W)。

        4 結(jié)論

        本文將梯度潤濕表面引入脈動(dòng)熱管中,在水平加熱模式下定向驅(qū)動(dòng)工質(zhì)向蒸發(fā)段運(yùn)動(dòng),從而提高脈動(dòng)熱管水平工況下的傳熱性能。通過可視化觀測手段和傳熱性能試驗(yàn),得到了以下結(jié)論。

        (1)對于豎直運(yùn)行的脈動(dòng)熱管,梯度潤濕表面可以避免蒸發(fā)段局部燒干的情況,充液率為50%時(shí)的熱阻較純銅脈動(dòng)熱管降低了0.5%~5.4%。

        (2)水平運(yùn)行時(shí),純銅脈動(dòng)熱管蒸發(fā)段完全燒干。而梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管當(dāng)達(dá)到一定加熱功率時(shí)順利啟動(dòng),并形成穩(wěn)定的液彈脈動(dòng),50%充液率時(shí)液彈脈動(dòng)的最大振幅為純銅脈動(dòng)熱管的20 倍。同時(shí)梯度潤濕表面脈動(dòng)熱管的傳熱性能得到顯著強(qiáng)化,相比于純銅脈動(dòng)熱管,熱阻能夠最多降低45%。因此,可以認(rèn)為梯度潤濕表面是改善脈動(dòng)熱管水平運(yùn)行性能的有效手段。

        符號(hào)說明

        h—— 脈動(dòng)熱管的通道高度,mm

        I—— 輸出電流值,A

        L—— 脈動(dòng)熱管的通道總長,mm

        p—— 壓力,Pa

        Qe—— 脈動(dòng)熱管的輸入功率,W

        R—— 脈動(dòng)熱管的整體熱阻,℃/W

        T—— 溫度,℃

        U—— 輸出電壓值,V

        x—— 沿冷凝段至蒸發(fā)段方向的坐標(biāo),mm

        θ—— 靜態(tài)接觸角,(°)

        θx,θ0,θL——x處、x=0和x=L處的靜態(tài)接觸角大小,(°)

        σ—— 水的表面張力,N/m

        下角標(biāo)

        a —— 絕熱段

        c —— 冷凝段

        e —— 蒸發(fā)段

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