劉超，謝榮建，李南茜，徐光明，董德平

（1中國科學(xué)院上海技術(shù)物理研究所，上海200083；2中國科學(xué)院大學(xué)，北京100049）

環(huán)路熱管（loop heat pipe，LHP）作為一種高效的兩相流傳熱設(shè)備，相對于傳統(tǒng)熱管，具有壽命長、可靠性高、布局方便等優(yōu)點，因而被廣泛應(yīng)用于航空航天及電子設(shè)備的散熱等方面[1-2]。

為了具體分析環(huán)路熱管的運行特性，了解其內(nèi)部相變機(jī)理，近幾年，環(huán)路熱管的可視化試驗成為環(huán)路熱管的研究熱點。Cimbala等[3]采用中子成像法研究了氨環(huán)路熱管中重力壓頭、逆流及兩相流動的影響。Okamoto等[4]通過中子成像法確定了穩(wěn)定工況下氣液相工質(zhì)分布狀況。然而中子成像易受環(huán)境影響，且分辨率不高，無法對細(xì)節(jié)現(xiàn)象進(jìn)行觀察。Matsuda等[5-6]進(jìn)行了雙蒸發(fā)器環(huán)路熱管的可視化試驗，使用內(nèi)窺鏡觀察毛細(xì)芯同補償器的內(nèi)部，還通過透明管觀察流動模式和冷凝器兩相區(qū)域的長度，并研究了重力因素等對環(huán)路熱管的影響，而內(nèi)窺鏡的使用會影響到工質(zhì)的循環(huán)流動。Lin等[7]采用半圓柱的蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)，對蒸發(fā)器與補償器的耦合部分進(jìn)行了可視化試驗，發(fā)現(xiàn)隨著熱負(fù)載的增大，毛細(xì)芯的核心內(nèi)出現(xiàn)了氣泡的生成和聚集，與完整的圓柱蒸發(fā)器環(huán)路熱管試驗還存在一定的差異。Yamada等[8]通過透明的圓柱型蒸發(fā)器殼，發(fā)現(xiàn)毛細(xì)芯的表面存在兩種不同的蒸發(fā)彎月面，并以此進(jìn)行仿真預(yù)測了環(huán)路熱管的性能。但是由于受熱不均，在實際的毛細(xì)芯表面往往會同時出現(xiàn)這兩種不同的蒸發(fā)彎月面。Ochterbeck等[9]通過透明玻璃觀察了低熱負(fù)載下環(huán)路熱管的啟動特性，確定了平板蒸發(fā)器毛細(xì)芯與補償器的回流和干燥情況。Mo等[10]進(jìn)行了帶平板蒸發(fā)器的環(huán)路熱管整體可視化試驗，探索了毛細(xì)芯的孔徑、熱管充液率等對環(huán)路熱管的影響。

在以往的研究中，相較于帶平板蒸發(fā)器的環(huán)路熱管可視化研究，研究者在對環(huán)路熱管的圓柱形蒸發(fā)器補償器進(jìn)行可視化研究，一般集中在毛細(xì)芯局部表面及核心或是補償器內(nèi)，且主要是針對穩(wěn)定工況下的現(xiàn)象研究，缺乏蒸發(fā)器補償器內(nèi)的工質(zhì)變化對環(huán)路熱管啟動過程及穩(wěn)定性能的詳細(xì)研究。

而在航空航天領(lǐng)域，圓柱形蒸發(fā)器以其高承壓能力及對稱性結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用。在實際應(yīng)用過程中，蒸發(fā)器施加熱源的位置與蒸發(fā)器核心內(nèi)工質(zhì)聚集區(qū)域的相對位置會呈現(xiàn)3種不同的狀態(tài)：重合、部分重合、完全分離。因此，為了在重力條件下模擬這一應(yīng)用工況，研究了不同加熱方式對環(huán)路熱管的影響。蒸發(fā)器與熱源的接觸一般會呈現(xiàn)出3種狀態(tài)：頂部接觸、底部接觸、上下同時接觸。不同的接觸方式會使得蒸發(fā)器的受熱程度不同，而在毛細(xì)芯內(nèi)工質(zhì)蒸發(fā)過程中，蒸汽侵蝕總是最先發(fā)生在蒸發(fā)最快或者最容易過熱的區(qū)域[11]，這會影響到環(huán)路熱管的啟動及穩(wěn)定性能。本文通過環(huán)路熱管的蒸發(fā)器補償器可視化試驗，分別從蒸發(fā)器徑向圓周面、蒸發(fā)器軸向平面和補償器徑向圓周面三個視窗進(jìn)行觀測，研究了這3種不同加熱方式下環(huán)路熱管的啟動特性以及不同加熱方式、不同熱負(fù)載下環(huán)路熱管的穩(wěn)態(tài)性能及液面變化特性。

值得一提的是，本次環(huán)路熱管試驗選擇R245fa作為試驗工質(zhì)。目前，常溫環(huán)路熱管多采用水、氨、乙醇、甲醇、丙酮等作為工質(zhì)，并且已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究。但是在實際的應(yīng)用中，水的蒸發(fā)溫度高，氨的飽和溫度低，但易燃且有毒性，甲醇、丙酮、乙醇等同樣存在易燃的問題。因此，尋找一種更安全、更環(huán)保的工質(zhì)十分必要。R245fa作為一種新型制冷劑，已經(jīng)被廣泛應(yīng)用在高溫?zé)岜谩⒆枞紕?、換熱工質(zhì)等方面。因其臭氧消耗潛值為0、安全、不易燃、常溫下化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定等優(yōu)點，也開始被應(yīng)用在環(huán)路熱管中[12-13]。因此，采用R245fa作為常溫環(huán)路熱管的工質(zhì)具有重要的研究意義。同時，根據(jù)Ku[14]提出環(huán)路熱管的最冷工況及最熱工況的定義，結(jié)合蒸發(fā)器補償器各部件的體積，確定充液率的范圍，最后依據(jù)環(huán)路熱管試驗經(jīng)驗選擇50%充液率。

1 測試系統(tǒng)

環(huán)路熱管主要由蒸發(fā)器、氣體管線、冷凝器、液體管線、補償器等部件組成，其中蒸發(fā)器和補償器中均有毛細(xì)結(jié)構(gòu)。環(huán)路熱管的具體參數(shù)見表1。選用的工質(zhì)為R245fa，充裝量為73.5g，充液率為50%。

整個測試系統(tǒng)由加熱系統(tǒng)、冷卻水循環(huán)系統(tǒng)、溫度測量采集系統(tǒng)等組成。系統(tǒng)通過水冷機(jī)對環(huán)路熱管的冷凝器進(jìn)行控溫，水冷機(jī)運行的設(shè)置溫度恒定293.15K。加熱系統(tǒng)由恒壓恒流直流電源、聚乙烯薄膜加熱片組成，根據(jù)該環(huán)路熱管的試驗工況不同，熱負(fù)載施加位置分別位于蒸發(fā)器頂部、底部和上下表面。測量采集系統(tǒng)由數(shù)據(jù)采集器、四線制鉑電阻Pt1000等組成。已知Pt1000鉑電阻的測量誤差為0.15K，其具體的測溫點位置如圖1(a)所示，其中，測點T12布置在薄膜加熱片外表面上。

表1 環(huán)路熱管的主要參數(shù)

圖1 環(huán)路熱管結(jié)構(gòu)

蒸發(fā)器補償器的具體結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示，蒸發(fā)器徑向圓周面、蒸發(fā)器軸向平面和補償器徑向圓周面皆為采用石英玻璃，作為可視化窗口。蒸發(fā)器軸向平面采用法蘭O形圈組合密封方式，蒸發(fā)器補償器徑向圓周面則采用螺紋O形圈組合密封方式。補償器液面高度測量采用的是測高儀，其最小刻度為0.1mm。

本文的測量數(shù)據(jù)主要包含溫度與補償器液面高度，下面分別對兩者的不確定度進(jìn)行分析。重復(fù)進(jìn)行了3次熱負(fù)載5W時的環(huán)路熱管試驗，穩(wěn)定后，熱管溫差分別為6.39K、6.27K、6.23K，補償器液面分別為22.2mm、22mm、22mm。

溫度的不確定度分為A類不確定度和B類不確定度。其中溫度的A類不確定度可通過式(1)計算。

式中，ΔTi為第i次的溫度，K；ΔT為3次溫度的平均值，K。

根據(jù)概率統(tǒng)計理論，在均勻分布函數(shù)條件下，置信系數(shù)取30.5；為便于計算，置信概率取0.683，置信因子取1，則其B類不確定度可通過式(2)計算。

結(jié)合式(1)和式(2)計算結(jié)果，則其合成標(biāo)準(zhǔn)不確定度可通過式(3)計算。

其相對不確定度如式(4)所示。

同理可得，補償器液面高度測量的A類不確定度為0.094mm；B類不確定度為0.055mm；其合成標(biāo)準(zhǔn)不確定度為0.109mm；相對不確定度為0.49%。由此可見，本文的試驗結(jié)果具有很高的可靠性和準(zhǔn)確性。

2 試驗結(jié)果與討論

本文的環(huán)路熱管在3種不同的蒸發(fā)器加熱方式下進(jìn)行了5W啟動及5W、10W、20W、30W穩(wěn)定運行測試試驗。下面將結(jié)合可視化現(xiàn)象，就不同加熱方式下的環(huán)路熱管啟動特性及穩(wěn)定特性進(jìn)行描述和分析。

2.1 環(huán)路熱管啟動特性

由于重力作用，在初始狀態(tài)下，液相工質(zhì)優(yōu)先集中在蒸發(fā)器底部，蒸發(fā)器空腔內(nèi)出現(xiàn)積液。熱負(fù)載施加在頂部時，對應(yīng)的高熱流區(qū)域在毛細(xì)芯的頂部，更接近蒸發(fā)器空腔的氣相區(qū)域，會直接提高氣相工質(zhì)的溫度，促進(jìn)液面工質(zhì)的蒸發(fā)。熱負(fù)載施加在底部時，對應(yīng)的高熱流區(qū)域在毛細(xì)芯的底部，更接近蒸發(fā)器空腔的液相區(qū)域，會促進(jìn)底部液相工質(zhì)的沸騰。3種不同的加熱方式分別為蒸發(fā)器頂部加熱和蒸發(fā)器上下表面同時加熱和蒸發(fā)器底部加熱，根據(jù)蒸發(fā)器空腔內(nèi)液相工質(zhì)的主要相變模式不同，將對應(yīng)的環(huán)路熱管分為3種啟動模式：蒸發(fā)啟動模式、蒸發(fā)沸騰混合啟動模式、沸騰啟動模式，如圖2所示。

2.1 .1蒸發(fā)啟動模式下的環(huán)路熱管

開始加熱前，蒸發(fā)器內(nèi)初始液面位置如圖3所示。如圖3(a)，從蒸發(fā)器軸向平面觀察到的蒸發(fā)腔，液面距離毛細(xì)芯底部的高度（以下簡稱液面高度）為16.82mm。如圖3(b)，從蒸發(fā)器徑向圓周面可以觀測到中間兩氣體槽道內(nèi)存在明顯的氣液界面，偏上的氣體槽道氣液分界面更靠近蒸發(fā)器空腔側(cè)。

圖2 環(huán)路熱管不同啟動模式下蒸發(fā)器空腔

圖3 蒸發(fā)啟動模式下的熱管初始狀態(tài)

圖4 蒸發(fā)啟動模式下的熱管啟動過程

圖4為蒸發(fā)啟動模式下的環(huán)路熱管啟動過程。先開啟水冷機(jī)，待各測點溫度基本穩(wěn)定后，2000s時在蒸發(fā)器頂部施加5W的熱負(fù)載，蒸發(fā)器溫度（T12）迅速上升，氣體管線上的溫度（T4、T5）依次升高。氣體工質(zhì)推動冷凝工質(zhì)向冷凝器出口管線上移動，冷凝器出口管線溫度（T9）迅速下降。此時觀測到蒸發(fā)器內(nèi)液面開始緩慢下降，無氣泡現(xiàn)象。2100s時，T9點的溫度迅速上升。2400s時，冷凝器入口溫度（T6）開始出現(xiàn)上升。在整個過程中補償器入口管線的溫度（T10）與補償器溫度（T1）相接近。隨著蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面下降，露出液面的氣體槽道增多，徑向圓周面氣體槽道的氣液界面迅速向蒸發(fā)器空腔方向移動，并推入蒸發(fā)器空腔中。與此同時，補償器內(nèi)的液面也出現(xiàn)迅速升高。4200s時，蒸發(fā)器不銹鋼管殼的溫度（T3）趨于穩(wěn)定，T6點的溫度繼續(xù)下降，T10點的溫度開始下降。蒸發(fā)器空腔內(nèi)還殘留少量積液，實際液面已經(jīng)穩(wěn)定，如圖4(b)。4370s時，T10點的溫度開始低于T1溫度，這表示回流過冷液體通過液體管線進(jìn)入補償器，補償器向液體管線出口處的漏熱小于其向回流液的漏熱，環(huán)路熱管啟動成功。4470s時，徑向圓周面的氣體槽道中無明顯的氣液界面，蒸發(fā)器空腔內(nèi)底部存在積液，各測點溫度趨于穩(wěn)定。

2.1.2 蒸發(fā)沸騰混合啟動模式下的環(huán)路熱管

圖5 蒸發(fā)沸騰混合啟動模式下的熱管初始狀態(tài)

蒸發(fā)器加熱前，蒸發(fā)器內(nèi)初始液面位置如圖5所示。如圖5(a)，從蒸發(fā)器軸向平面觀察到的蒸發(fā)腔，液面高度為15.42mm。如圖5(b)，從蒸發(fā)器徑向圓周面可以觀測到，最中間氣體槽道內(nèi)無明顯的氣液界面，其偏上和偏下的一條氣體槽道均存在明顯的氣液界面。

圖6為蒸發(fā)沸騰混合啟動模式下的環(huán)路熱管啟動過程。先打開水冷，待溫度基本穩(wěn)定后，240s時施加5W的熱負(fù)載，蒸發(fā)器溫度（T12）迅速上升。蒸發(fā)器內(nèi)空腔液面緩緩下降，各氣體槽道中有氣泡產(chǎn)生并溢出，蒸發(fā)器徑向圓周面的氣液界面迅速向蒸發(fā)器空腔的方向推移。350s時，氣體管線上的入口溫度（T4）升高，此時最中間的氣體槽道已經(jīng)充滿了氣體。420s時，氣體管線上的出口溫度（T5）開始升高。480s時，氣體工質(zhì)迅速擊穿冷凝器，冷凝器出口管線溫度（T9）迅速上升，且高于冷凝器出口的溫度（T8）。500s時，冷凝器入口溫度（T6）開始出現(xiàn)明顯的上下波動。780s時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液面仍持續(xù)下降，并伴有氣泡溢出，如圖6(b)所示。此時，蒸發(fā)器空腔液面高度為7.98mm，臨近氣體管線下邊緣（8mm），T6開始快速升高，T10開始下降，蒸發(fā)器溫度（T3）趨于穩(wěn)定。因為當(dāng)蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液面靠近氣體管線入口，氣體工質(zhì)通過氣體管線迅速進(jìn)入冷凝器中，使得冷凝器入口溫度迅速升高，推動冷凝器中的工質(zhì)向補償器方向移動，導(dǎo)致液體管線出口溫度下降。同時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)沸騰和蒸發(fā)相變引起氣相工質(zhì)的增長，氣相工質(zhì)的可壓縮性會引起蒸發(fā)器空腔內(nèi)壓力的升高，提高蒸發(fā)器空腔的溫度。而當(dāng)蒸發(fā)器空腔內(nèi)的氣相區(qū)域與氣體管線聯(lián)通，會極大地增大氣相聯(lián)通區(qū)域，削弱相變對氣相工質(zhì)的影響，使得蒸發(fā)器溫度（T3）趨于穩(wěn)定。1000s時，各測點溫度相對平穩(wěn)，冷凝器入口溫度（T6）與冷凝器出口溫度（T9）相接近，補償器入口管線的溫度開始低于補償器溫度。而1140s時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)還殘留少量積液，蒸發(fā)器空腔內(nèi)實際液面已經(jīng)穩(wěn)定，高度低于毛細(xì)芯底部邊緣，各測點溫度趨于穩(wěn)定，如圖6(b)所示。

圖6 蒸發(fā)沸騰混合啟動模式下的熱管啟動過程

2.1.3 沸騰啟動模式下的環(huán)路熱管

在蒸發(fā)器上施加熱負(fù)載前，蒸發(fā)器內(nèi)初始液面位置如圖7所示。從蒸發(fā)器軸向平面觀察到的蒸發(fā)腔液面高度為17.70mm。蒸發(fā)器中的毛細(xì)芯氣體槽道內(nèi)無氣液分界面。

圖7 沸騰啟動模式下的熱管初始狀態(tài)

圖8為沸騰啟動模式下的環(huán)路熱管啟動過程。先打開水冷，待溫度基本穩(wěn)定后，220s時施加5W的熱負(fù)載，蒸發(fā)器溫度（T12）迅速上升，同時冷凝器入口及中間位置溫度（T6、T7）開始升高。蒸發(fā)器內(nèi)空腔液面緩緩下降，有氣泡產(chǎn)生。260s時T9點的溫度突然下降，這表示氣體工質(zhì)推動冷凝液到達(dá)冷凝器出口。300s時蒸發(fā)器溫度（T3）升高，490s時氣體管線上的入口溫度（T4）升高，590s時氣體管線上的出口溫度（T5）升高。610s時，冷凝器入口溫度迅速升高，并開始出現(xiàn)大幅波動。760s時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面鄰近氣體管線出口，并伴有大量氣泡溢出，如圖8(b)所示。此時，蒸發(fā)器空腔液面高度為12.28mm，臨近氣體管線上邊緣（12mm），隨后冷凝器入口溫度繼續(xù)升高后迅速下降。在蒸發(fā)沸騰混合啟動模式和蒸發(fā)啟動模式中也出現(xiàn)過類似的現(xiàn)象。這是由于隨著蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面下降，氣體管線入口露出液面，氣相工質(zhì)開始進(jìn)入氣體管線，管線內(nèi)的液相工質(zhì)進(jìn)入蒸發(fā)器空腔，冷凝器中冷凝液隨之出現(xiàn)逆流，因而導(dǎo)致冷凝器入口溫度迅速下降。820s時，蒸發(fā)器溫度（T12）再次突然升高。880s時T6點的溫度升高，T9點的溫度開始下降。952s時，蒸發(fā)器空腔液面高度為6.27mm，冷凝器入口溫度繼續(xù)升高。此時，蒸發(fā)器空腔的液面低于氣體管線下邊緣（8mm），氣體管線中充滿氣相工質(zhì)，氣相工質(zhì)源源不斷地進(jìn)入冷凝器，使得冷凝器入口的溫度持續(xù)升高。1000s時，T10點的溫度開始下降，表示冷凝器中的液相工質(zhì)推移到補償器入口管線上。1240s時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)殘留少量積液，液面穩(wěn)定，毛細(xì)芯表面有很好的潤濕，T6點的溫度緩慢升高，并趨于穩(wěn)定，T10點的溫度繼續(xù)下降，如圖8(b)所示。1400s時，T10點的溫度開始低于補償器溫度（T1）。同時，T6點的溫度開始持續(xù)下降，并接近于T7點的溫度。

圖8 沸騰啟動模式下的熱管啟動過程

綜上所述，在不同的啟動模式下，蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面下降的主要驅(qū)動力是蒸發(fā)器空腔內(nèi)的壓力。蒸發(fā)器空腔內(nèi)氣相溫度的升高和液相工質(zhì)相變都會增大蒸發(fā)器空腔內(nèi)的壓力，推動液面高度的下降。當(dāng)空腔內(nèi)液面高于氣體管線時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的壓力推動液相工質(zhì)進(jìn)入氣體管線。此時蒸發(fā)器溫度會迅速升高，而冷凝器入口溫度升高緩慢，即工質(zhì)循環(huán)傳遞的熱量小。當(dāng)空腔內(nèi)液面低于氣體管線時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的壓力推動氣相工質(zhì)進(jìn)入氣體管線。此時，蒸發(fā)器溫度趨于穩(wěn)定，氣相工質(zhì)進(jìn)入冷凝器，冷凝器入口溫度快速升高。

2.1.4 不同啟動模式下蒸發(fā)器空腔可視化現(xiàn)象分析

為了進(jìn)一步分析不同啟動模式下環(huán)路熱管啟動狀況的不同之處，下面將根據(jù)蒸發(fā)器空腔的可視化結(jié)果，對蒸發(fā)器空腔液面隨時間變化的規(guī)律進(jìn)行分析。表2記錄了不同啟動模式下啟動過程中不同時刻的蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面距離毛細(xì)芯底部的高度。

結(jié)合蒸發(fā)器空腔的尺寸，由此可以得到不同時間段內(nèi)蒸發(fā)器空腔內(nèi)液體的減小量及平均液體消失速度，從而對不同啟動模式下的環(huán)路熱管進(jìn)行分析。

在施加熱負(fù)載540s后，蒸發(fā)沸騰混合啟動模式中，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液體減少了7.684mL，平均液體消失速度為0.014mL/s；沸騰啟動模式中，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液體減少了5.105mL，平均液體消失速度為0.009mL/s。這是因為當(dāng)空腔內(nèi)液面高于氣體管線時，熱負(fù)載施加在頂部，更接近蒸發(fā)器空腔的氣相區(qū)域，會直接提高氣相工質(zhì)的溫度；熱負(fù)載施加在底部，更接近蒸發(fā)器空腔的液相區(qū)域，會促進(jìn)底部液相工質(zhì)的沸騰。兩者都會增大蒸發(fā)器空腔內(nèi)的氣體壓力，推動工質(zhì)進(jìn)入氣體管線中。而在蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面高于氣體管線時，上下表面同時加熱的方式更有利于熱量傳遞給整個蒸發(fā)器空腔，促進(jìn)液相工質(zhì)的相變，增大空腔內(nèi)的壓力，加快推動工質(zhì)循環(huán)。因而，經(jīng)過相同時間后，蒸發(fā)沸騰啟動模式下的環(huán)路熱管中蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液體消失更快，液體管線出口溫度已經(jīng)開始下降，而沸騰啟動模式下的環(huán)路熱管中液體管線出口溫度還在持續(xù)升高，過冷液工質(zhì)還未回流到液體管線出口。

在沸騰啟動模式下，在熱負(fù)載施加后518.24～540s的時間段內(nèi)，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液面高于氣體管線，液體減少了1.982mL，平均液體消失速度為0.091mL/s。在熱負(fù)載施加后710.24～732s的時間段內(nèi)，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液面低于氣體管線，液體減少了0.341mL，平均液體消失速度為0.016mL/s。這說明蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面高度高于氣體管線時的液體消失速度遠(yuǎn)大于液面高度低于氣體管線時的。原因在于蒸發(fā)器空腔液面低，氣體槽道溢出的氣泡在液面破碎時，引發(fā)的液體擾動會影響后續(xù)氣泡的溢出。而且蒸發(fā)器空腔內(nèi)氣相區(qū)域大，考慮到氣相工質(zhì)的可壓縮性，此時蒸發(fā)相同質(zhì)量的氣相工質(zhì)對蒸發(fā)器整體氣相壓力的影響也會削弱。因此，隨著液面的降低，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液體消失速度減小，蒸發(fā)器溫度相對更平穩(wěn)。

進(jìn)一步對比熱負(fù)載施加后710.24～732s時間段沸騰啟動模式的蒸發(fā)器空腔內(nèi)和熱負(fù)載施加后518.24～540s時間段蒸發(fā)沸騰混合啟動模式的蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面變化，發(fā)現(xiàn)當(dāng)蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面低于氣體管線時，相較于蒸發(fā)沸騰混合啟動模式，沸騰啟動模式的蒸發(fā)器空腔內(nèi)液體消失速度更快。因為此時液相工質(zhì)都聚集在蒸發(fā)器空腔底部，在蒸發(fā)器底部施加熱負(fù)載更有利于液相工質(zhì)相變，增大蒸發(fā)器空腔內(nèi)的壓力，推動氣相工質(zhì)進(jìn)入氣體管線。

因此，在熱負(fù)載施加后518.24～540s的時間段內(nèi)，蒸發(fā)沸騰混合啟動模式中，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的液面臨近氣體管線，液體減少了0.180mL，平均液體消失速度為0.008mL/s，遠(yuǎn)小于同時間段內(nèi)沸騰啟動模式下蒸發(fā)器空腔內(nèi)的平均液體消失速度。

在蒸發(fā)啟動模式下，熱負(fù)載施加2200s時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面穩(wěn)定，此時液體總共減少16.620mL，平均液體消失速度為0.007mL/s。在蒸發(fā)沸騰混合啟動模式下，熱負(fù)載施加900s時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面穩(wěn)定，此時液體總共減少15.389mL，平均液體消失速度為0.017mL/s。在沸騰啟動模式下，熱負(fù)載施加1020s時，蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面穩(wěn)定，此時液體總共減少17.346mL，平均液體消失速度為0.017mL/s。蒸發(fā)沸騰混合啟動模式的蒸發(fā)器空腔內(nèi)初始液面低于沸騰啟動模式的，兩者蒸發(fā)器空腔內(nèi)平均液體消失速度相近，蒸發(fā)沸騰混合啟動模式的熱管啟動時間（760s）要小于沸騰啟動模式的熱管啟動時間（1180s）。蒸發(fā)啟動模式的蒸發(fā)器空腔內(nèi)初始液面最高，蒸發(fā)器空腔內(nèi)平均液體消失速度最小，其啟動時間（2370s）最長。由此可見，環(huán)路熱管的啟動速度與蒸發(fā)器空腔內(nèi)的初始液面及其平均液體消失速度密切相關(guān)。

表2 蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面高度 （單位：mm）

另外，通過蒸發(fā)器空腔的可視化發(fā)現(xiàn)，只有在沸騰啟動模式下和蒸發(fā)沸騰啟動模式下的熱管從開始加熱到啟動穩(wěn)定，通過從蒸發(fā)器軸向平面觀察到毛細(xì)芯表面始終存在明顯的反光。這是由于液體工質(zhì)填補了毛細(xì)芯表面的凹陷，降低了毛細(xì)芯表面的粗糙度。這也間接說明毛細(xì)芯能更好地潤濕，更有利于毛細(xì)芯表面形成氣液界面，推動環(huán)路熱管啟動，因而其啟動時間遠(yuǎn)小于蒸發(fā)模式下的環(huán)路熱管。

2.1.5 不同啟動模式下蒸發(fā)器空腔氣泡生長現(xiàn)象

為研究這兩種啟動模式下的蒸發(fā)器空腔內(nèi)液相工質(zhì)沸騰，對兩種啟動模式下的不同時間段內(nèi)的氣泡生長進(jìn)了統(tǒng)計。表3、表4分別記錄了780s時蒸發(fā)沸騰啟動模式下和760s時沸騰啟動模式下不同時間段內(nèi)氣泡的生長周期及單位時間內(nèi)氣泡數(shù)，氣泡生長過程如圖9(a)、(b)所示。相同之處在于，蒸發(fā)器空腔內(nèi)只有正下方、右下方1、右下方2、左下方1四處氣體槽道出現(xiàn)了氣泡溢出現(xiàn)象，其中，正下方、右下方1兩處氣體槽道溢出的單位時間內(nèi)氣泡數(shù)最大。這是由于正下方、右下方1、左下方1三處氣體槽道更接近蒸發(fā)器加熱片，而右下方1、右下方2則更接近氣體管線。同時，各氣體槽道處及總的平均氣泡生長周期大小呈現(xiàn)出隨機(jī)性，其量級在10-2s，其氣泡脫離直徑在2～4mm。

隨著時間的推移，在蒸發(fā)沸騰啟動模式下，除右下方2氣體槽道外，各氣體槽道內(nèi)溢出的單位時間氣泡數(shù)呈增大趨勢，單位時間內(nèi)的總氣泡數(shù)增大。因為右下方2位置的氣體槽道臨近蒸發(fā)器空腔液面，當(dāng)右下方1、正下方位置溢出的氣泡在抵達(dá)蒸發(fā)器空腔液面時，氣泡破裂擾動會影響到右下方2位置的氣體槽道氣泡的溢出。而在沸騰啟動模式下，除右下方1氣體槽道外，各氣體槽道內(nèi)溢出的單位時間氣泡數(shù)呈增大趨勢，單位時間內(nèi)的總氣泡數(shù)增大。相較于蒸發(fā)沸騰啟動模式，沸騰啟動模式下其單位時間內(nèi)的氣泡溢出數(shù)總體更大，其空腔內(nèi)平均液體消失速度更大。這是因為沸騰啟動模式中蒸發(fā)器底部受熱區(qū)域熱通量更高，更有利于工質(zhì)的沸騰相變。

而在沸騰啟動模式下，952s時蒸發(fā)器空腔內(nèi)的工質(zhì)液面略高于右下方2的氣體槽道，如圖9(c)所示。此時，如表5所示，只有正下方和左下方1的氣體槽道中有氣泡溢出，其中，正下方氣體槽道溢出的單位時間內(nèi)氣泡數(shù)最大，平均生長周期短。這是因為蒸發(fā)器空腔液面波動會影響到臨近液面的氣體槽道，而且由于氣體通過蒸發(fā)器右側(cè)的氣體管線出去，同一高度偏右的氣體槽道受到的影響更大。另外，各氣體槽道處及總的平均氣泡生長周期量級在10-2s，其氣泡脫離直徑在2～4mm。

總而言之，在兩種不同的啟動模式下，氣泡的生長周期均在10-2s，脫離直徑在2～4mm。而單位時間內(nèi)的氣體槽道溢出的氣泡數(shù)會同時受到啟動模式和蒸發(fā)器空腔液面高度的影響。

表3 蒸發(fā)沸騰混合啟動模式下（780s）氣泡平均生長周期及單位時間內(nèi)氣泡數(shù)

表4 沸騰啟動模式下（760s）氣泡平均生長周期及單位時間內(nèi)氣泡數(shù)

圖9 不同啟動模式下的氣泡生長圖

表5 沸騰啟動模式下（952s）的氣泡平均生長周期及單位時間內(nèi)氣泡數(shù)

值得注意的是，在不同的啟動模式下，環(huán)路熱管5W穩(wěn)定后，毛細(xì)芯氣體槽道中無氣液界面，蒸發(fā)器空腔內(nèi)都會存在積液，且液面高度低于毛細(xì)芯的底部邊緣。因為當(dāng)液面低于毛細(xì)芯的底部邊緣時，熱量傳遞方式發(fā)生改變，只能通過蒸發(fā)器玻璃管殼向不銹鋼管殼傳遞，而其間隔著低熱導(dǎo)率的塑料O圈，傳遞熱阻大，蒸發(fā)器玻璃上向蒸發(fā)器不銹鋼管殼的漏熱小，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的工質(zhì)無法及時蒸發(fā)，因此會出現(xiàn)積液現(xiàn)象。繼續(xù)增大熱負(fù)載，蒸發(fā)器空腔內(nèi)的積液消失。

2.2環(huán)路熱管的穩(wěn)定特性

2.2.1 3種加熱方式下環(huán)路熱管的運行曲線

圖10為在不同加熱方式下熱管的測點溫度變化曲線。開始施加5W的熱負(fù)載，待溫度曲線穩(wěn)定后逐步增加到10W、20W、30W，整個過程中熱管表現(xiàn)性能良好，無異常情況發(fā)生。先打開水冷，待溫度基本穩(wěn)定時，施加5W熱負(fù)載，T6點的溫度出現(xiàn)升高。加熱功率增大到10W時，T6點的溫度迅速上升，接近氣體管線溫度，T7、T8點的溫度出現(xiàn)小幅升高。繼續(xù)增大至30W時，T7點的溫度迅速上升，接近氣體管線溫度。

從上述試驗結(jié)果可以看出，不同加熱方式下的環(huán)路熱管，冷凝器入口溫度（T6）均在熱負(fù)載10W時開始接近氣體管線溫度（T5），冷凝器中間溫度（T7）均在熱負(fù)載30W時開始接近氣體管線溫度（T5）。這表明在相同熱負(fù)載下不同加熱方式對于環(huán)路熱管冷凝器內(nèi)的氣液工質(zhì)分布及冷凝性能的影響較小。

2.2.2 3種加熱方式下環(huán)路熱管的熱阻變化分析

環(huán)路熱管穩(wěn)定運行時的傳熱效率可通過熱阻進(jìn)行評價，其計算見式(5)。

圖10 熱管的各測點溫度隨時間變化曲線

式中，Q為施加在蒸發(fā)器上的熱負(fù)載，W；T3為蒸發(fā)器不銹鋼管殼上的溫度，K；T8為冷凝器出口處的溫度，K。

圖11為不同加熱方式下環(huán)路熱管的熱阻變化及補償器液面變化曲線。隨著熱負(fù)載的增大，相同加熱方式下的環(huán)路熱管的熱阻減小，其補償器液面高度呈增大趨勢。這是因為隨著熱負(fù)載的增大，熱通量進(jìn)一步增大，更有利于毛細(xì)芯內(nèi)工質(zhì)的蒸發(fā)，縮短環(huán)路熱管的工質(zhì)循環(huán)周期，進(jìn)而減小環(huán)路熱管的熱阻。而毛細(xì)芯內(nèi)工質(zhì)的蒸發(fā)加快，會增大毛細(xì)芯內(nèi)蒸汽侵蝕的可能，降低毛細(xì)芯中的含濕量。同時，熱負(fù)載的增大有利于推動冷凝器中的液相工質(zhì)進(jìn)入補償器中。因而，補償器液面高度呈增大趨勢。

圖11 不同加熱方式下環(huán)路熱管的穩(wěn)定工況

為了更好地解釋不同加熱方式穩(wěn)定工況下熱管熱阻及補償器液面的變化情況，將對環(huán)路熱管整體進(jìn)行熱平衡分析。

本試驗在室溫300.25K的實驗室內(nèi)進(jìn)行，蒸發(fā)器補償器與環(huán)境的換熱主要通過自然對流的方式。由于實驗室空氣流動緩慢，結(jié)合實際經(jīng)驗，自然對流換熱系數(shù)一般取5W/(m2·K)。蒸發(fā)器與環(huán)境的漏熱Qev-a及補償器與環(huán)境的漏熱Qcc-a計算式分別見式(6)、式(7)。

式中，Acc為補償器表面積，m2；Aev為蒸發(fā)器表面積，m2；Ta為環(huán)境溫度，K；Tev為蒸發(fā)器溫度，K；Tcc為補償器溫度，K；hair為自然對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)。

由此可得到作用在工質(zhì)上的實際熱量Q1的計算式(8)。

式中，qm為工質(zhì)的質(zhì)量流量，g/s；he為蒸發(fā)器出口氣體焓值，g/J；hc為補償器進(jìn)口液體焓值，g/J。

通過式(8)可計算出循環(huán)工質(zhì)的質(zhì)量流量，因而可通過式(9)求得工質(zhì)的汽化潛熱量Qfg，如式(9)。

式中，hfg為蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)的相變潛熱，g/J。

氣體管線與環(huán)境的漏熱Qvl-a同液體管線與環(huán)境的漏熱Qll-a，可通過管線進(jìn)出口的溫度對應(yīng)的焓值進(jìn)行計算，如式(10)、式(11)所示。

式中，h4、h5、h9、h10分別對應(yīng)T4、T5溫度下的氣體焓值及T9、T10溫度下的液體焓值，kJ/kg。

通過式(12)可得到輸入冷凝器的熱量Qcon-in。

從而得到通過冷凝器和環(huán)境溢散的熱量Q2計算式(13)。

綜上所述，可得到環(huán)路熱管各部分的熱損失，如圖12所示。

此外，根據(jù)對蒸發(fā)器補償器的熱平衡分析，可得到蒸發(fā)器向補償器的漏熱Qev-cc，見式(14)。

進(jìn)一步對比相同熱負(fù)載下不同加熱方式下的環(huán)路熱管熱阻及補償器液面高度變化。在5W熱負(fù)載時，頂部加熱下的熱管熱阻為1.253K/W，上下表面加熱下的熱阻為1.518K/W，熱管頂部加熱下的熱阻為1.553K/W，如圖11(a)所示。與此同時，可以觀測到熱管頂部加熱下的熱管補償器液面最低，底部加熱下的次之，上下表面加熱下的最高，如圖11(b)所示。根據(jù)環(huán)路熱管的基本原理可知，蒸發(fā)器毛細(xì)芯內(nèi)工質(zhì)相變需要一定的過熱度。在相同低熱負(fù)載下，更高的熱通量更有利于熱量從蒸發(fā)器管殼傳遞給毛細(xì)芯。這會提高毛細(xì)芯受熱區(qū)域的溫度，促進(jìn)毛細(xì)芯內(nèi)液相工質(zhì)的蒸發(fā)，有利于氣液相界面的形成，提高毛細(xì)芯的毛細(xì)抽吸效率，推動工質(zhì)循環(huán)。所以相較于上下表面加熱方式下的熱管，底部加熱方式下的熱管汽化潛熱量（4.92W）更大，熱阻更低。同時，從蒸發(fā)器管殼傳遞給毛細(xì)芯的熱量增加，也會間接增大蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的漏熱。而蒸發(fā)器向補償器的漏熱主要包含兩部分：蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的漏熱、蒸發(fā)器通過管殼向補償器的漏熱。本試驗中蒸發(fā)器補償器的主要材料為低熱導(dǎo)率的石英玻璃，兩者連接密封方式采用的是低熱導(dǎo)率O形圈密封，這會大大減小蒸發(fā)器通過管殼向補償器的漏熱，進(jìn)而間接增大蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的漏熱的占比。因此，在本試驗中，蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的漏熱的變化趨勢與蒸發(fā)器向補償器的漏熱變化趨勢可以近似看作一致。蒸發(fā)器向補償器的漏熱增大，會增大補償器的飽和壓力，阻礙回流液進(jìn)入補償器，降低補償器中的液面高度，反過來阻礙蒸發(fā)器向補償器的漏熱增大。所以，上下表面加熱下的補償器液面最高。另外，相對于底部加熱的方式，由于受重力作用的影響，頂部加熱的毛細(xì)芯更容易出現(xiàn)蒸汽侵蝕現(xiàn)象。這會增大蒸發(fā)器管殼向毛細(xì)芯的傳遞熱阻，從而間接增大蒸發(fā)器向環(huán)境的漏熱，減小實際作用在毛細(xì)芯工質(zhì)蒸發(fā)的熱量。如圖13所示，此時頂部加熱下的汽化潛熱量最小（4.54W），蒸發(fā)器向補償器的漏熱最大（0.27W）。因而熱管頂部加熱下的熱管補償器液面最低，距離補償器內(nèi)壁底部21.7mm，其熱阻也最大。

圖12 不同加熱方式下的各部件熱損

圖13 不同加熱方式下蒸發(fā)器補償器的熱平衡結(jié)果

當(dāng)熱負(fù)載由5W增大到10W時，不同加熱方式下的環(huán)路熱管熱阻減小。相對于上下表面加熱方式，頂部加熱下的熱管熱阻更小，其熱阻變化量最大，底部加熱下的熱阻仍然最小。頂部加熱下的補償器液面升高最快，其次是上下表面加熱下的，底部加熱下的不變。增大熱負(fù)載后，熱通量進(jìn)一步增大，更有利于毛細(xì)芯內(nèi)工質(zhì)的蒸發(fā)，進(jìn)而減小環(huán)路熱管的熱阻。底部加熱的方式使得最易燒干的毛細(xì)芯底部能及時得到來自補償器液相工質(zhì)的補充，所以其熱阻最小。特別的是，熱負(fù)載增大到10W時，在底部加熱方式下補償器液面高度不變，且在3種加熱方式中最小。因為隨著熱負(fù)載的增大，更有利于毛細(xì)芯內(nèi)工質(zhì)的蒸發(fā)，會使得補償器內(nèi)液體工質(zhì)呈增大趨勢。但是，這也會間接增大蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器漏熱量，增大了補償器飽和壓力，阻礙液相工質(zhì)的回流，抑制補償器液面的升高，不利于環(huán)路熱管的傳熱性能。而在頂部加熱方式下，由于蒸汽侵蝕區(qū)域的增大，甚至若干蒸汽侵蝕區(qū)域連通，增大蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的傳熱熱阻，阻礙補償器飽和壓力的增大，抑制蒸發(fā)器向補償器漏熱的增大。如圖13(b)所示，熱負(fù)載由5W增大到10W，蒸發(fā)器向補償器的漏熱增大量（0.1W）最小。因此，頂部加熱下的熱管熱阻減小量最大。同時，在熱負(fù)載10W時，頂部加熱下的熱管熱阻比上下表面加熱下的小，其補償器液面最高。

值得注意的是，在5W、10W熱負(fù)載時，頂部加熱及上下表面加熱下的熱管熱阻差異很小。相比上下表面同時加熱，5W熱負(fù)載時頂部加熱的熱管熱阻大了0.035K/W，10W熱負(fù)載時的熱阻小了0.047K/W。如圖13所示，5W熱負(fù)載時頂部加熱的汽化潛熱量更小，蒸發(fā)器向補償器的漏熱更大，其對應(yīng)的熱阻也會更大。但是如圖12所示，其蒸發(fā)器補償器總體向環(huán)境的漏熱更大，即環(huán)境的冷卻作用更明顯，使得其蒸發(fā)器溫度偏低，熱阻偏小。10W熱負(fù)載時，兩種加熱方式下的汽化潛熱量占比及蒸發(fā)器向補償器的漏熱量占比接近，所以兩者熱阻會相對接近。而同樣頂部加熱下的蒸發(fā)器補償器的環(huán)境冷卻作用更明顯，因而其熱阻會更低一些。

繼續(xù)增大熱負(fù)載到20W，在3種不同加熱方式中，頂部加熱下的熱管熱阻最大，補償器液面最高；底部加熱下的熱阻最小，液面最低。補償器液面越高，則毛細(xì)芯與補償器當(dāng)中的液相工質(zhì)接觸面越大，在相同熱負(fù)載下，其蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的傳熱熱阻越小，這會增大蒸發(fā)器向補償器的漏熱，如圖13(b)所示。另外，頂部集中加熱的方式會使得加熱區(qū)域熱通量大，增大熱負(fù)載，加劇毛細(xì)芯頂部的蒸汽侵蝕現(xiàn)象，間接減小作用到液相工質(zhì)蒸發(fā)的熱量，不利于提高環(huán)路熱管的性能。因此，相同熱負(fù)載下，頂部加熱下的熱管熱阻最大。而底部加熱下的補償器液面最低，在相同的熱負(fù)載下，蒸發(fā)器向補償器的漏熱也較小。此外，更高的熱通量有利于加快工質(zhì)的蒸發(fā)。因此，底部加熱下的熱阻最小。

在熱負(fù)載30W時，頂部加熱下的熱管熱阻最大，底部加熱下的為0.278K/W，略小于上下表面加熱下的0.286K/W。頂部加熱、上下表面加熱下的熱管補償器液面最高，高度均為24.4mm，遠(yuǎn)大于底部加熱下熱管的23.6mm。根據(jù)前文分析可知，在相同熱負(fù)載下，高補償器液面會增大蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的傳熱熱阻，不利于環(huán)路熱管的性能。而隨著熱負(fù)載的進(jìn)一步增大，會使得加熱區(qū)域的熱通量進(jìn)一步增大，底部加熱、頂部加熱下熱管的毛細(xì)芯蒸汽侵蝕區(qū)域增大。在相同熱負(fù)載下，這會增大蒸發(fā)器管殼向毛細(xì)芯的傳遞熱阻，從而間接增大蒸發(fā)器向環(huán)境的漏熱，減小實際作用在毛細(xì)芯工質(zhì)蒸發(fā)的熱量，使環(huán)路熱管性能變差，同時抑制補償器液面的升高。如圖13所示，頂部加熱下的熱管的汽化潛熱量（27.25W）最小，蒸發(fā)器向補償器的漏熱（2.20W）最大，底部加熱及上下加熱下的潛熱量與蒸發(fā)器向補償器的漏熱量相近。因此，在兩者的共同作用下，頂部加熱下的熱管熱阻最大，底部加熱下的熱管和上下表面加熱下的熱管熱阻接近，頂部加熱、上下表面加熱下的熱管補償器液面最高。

綜上所述，不同加熱方式對環(huán)路熱管傳熱性能的影響為：①不同的加熱方式會改變同熱負(fù)載下的蒸發(fā)器內(nèi)毛細(xì)芯的工質(zhì)蒸發(fā)效率，改變工質(zhì)循環(huán)速率，影響毛細(xì)芯內(nèi)的氣液分布，從而改變環(huán)路熱管的性能；②在同熱負(fù)載下，不同加熱方式下的環(huán)路熱管會影響到蒸發(fā)器向補償器的漏熱，改變補償器液面高度。在相同熱負(fù)載下，補償器液面越高，補償器內(nèi)的液體工質(zhì)與毛細(xì)芯的接觸面積越大，蒸發(fā)器通過毛細(xì)芯向補償器的傳熱熱阻越小，這有利于蒸發(fā)器向補償器的漏熱增大。但是，蒸發(fā)器向補償器的漏熱增大會增大補償器的飽和壓力，阻礙液相工質(zhì)的回流，從而抑制補償器液面的升高。

3 結(jié)論

本文實現(xiàn)了環(huán)路熱管的圓柱形蒸發(fā)器補償器的整體可視化，在頂部加熱、底部加熱、上下同時加熱3種不同的蒸發(fā)器加熱方式下，分別研究了環(huán)路熱管的啟動過程中蒸發(fā)器補償器內(nèi)液位變化及工質(zhì)相變過程，并對不同熱負(fù)載穩(wěn)定工況下的補償器液面高度及熱阻變化的特性進(jìn)行了研究，可以得到如下結(jié)論。

（1）不同的加熱方式使得蒸發(fā)器空腔內(nèi)液相工質(zhì)的主要相變模式不同，因而將環(huán)路熱管分為3種啟動模式：蒸發(fā)啟動模式、蒸發(fā)沸騰混合啟動模式、沸騰啟動模式。蒸發(fā)器空腔內(nèi)液面下降的主要驅(qū)動力在于蒸發(fā)器空腔內(nèi)的壓力。受到氣體工質(zhì)的可壓縮性的影響，當(dāng)蒸發(fā)器空腔液面高于氣體管線時，蒸發(fā)器溫度迅速升高，工質(zhì)循環(huán)傳遞的熱量小。當(dāng)空腔內(nèi)液面低于氣體管線時，蒸發(fā)器溫度趨于穩(wěn)定，氣相工質(zhì)進(jìn)入冷凝器，冷凝器入口溫度快速升高。

（2）3種不同的啟動方式中，蒸發(fā)啟動模式下的熱管啟動時間最長，歷時2370s，蒸發(fā)沸騰混合啟動模式下的熱管啟動時間（760s）最短，沸騰啟動模式下為1180s。環(huán)路熱管的啟動速度與蒸發(fā)器空腔內(nèi)的初始液面及其平均液體消失速度密切相關(guān)。蒸發(fā)器空腔內(nèi)初始液面越高，平均液體消失速度越小，環(huán)路熱管啟動越慢。

（3）通過對比3種不同加熱方式下的環(huán)路熱管穩(wěn)定工況發(fā)現(xiàn)，不同的加熱方式會改變同熱負(fù)載下蒸發(fā)器內(nèi)毛細(xì)芯的工質(zhì)蒸發(fā)效率，影響毛細(xì)芯內(nèi)的氣液分布，改變環(huán)路熱管的性能；在同熱負(fù)載下，不同加熱方式下的環(huán)路熱管改變補償器液面高度，影響蒸發(fā)器向補償器的漏熱，進(jìn)而影響環(huán)路熱管的性能。

在環(huán)路熱管的實際應(yīng)用中，可以根據(jù)工程需求選擇不同的蒸發(fā)器加熱方式。底部加熱的方式更適合低熱負(fù)載的應(yīng)用工況；而上下表面同時加熱的方式可使蒸發(fā)器溫度分布均勻，有利于環(huán)路熱管的快速啟動。在熱負(fù)載較大時，環(huán)路熱管加熱方式對其傳熱性能影響不大。