近年來衛(wèi)星等航天器對大功率天線產(chǎn)品的需求快速增長,特別是應(yīng)用于各類衛(wèi)星的相控陣天線,其工作核心T/R組件具有輕質(zhì)、工作時間短、發(fā)熱功率高的特點

。相控陣天線的運(yùn)行受到嚴(yán)格的外部環(huán)境的考驗,如真空環(huán)境、狹窄空間和儀器重量限制等

,傳統(tǒng)的風(fēng)冷和液冷熱控技術(shù)無法實施,嚴(yán)重影響大功率天線產(chǎn)品的工作穩(wěn)定性。

為了降低熱管理系統(tǒng)的復(fù)雜度,很多學(xué)者提出可通過增加儲熱容器,將內(nèi)部產(chǎn)生的熱量自發(fā)熱部件轉(zhuǎn)移并暫存于儲熱容器中,儲存的熱量可以在一個運(yùn)行周期結(jié)束后釋放,從而維護(hù)電子器件更長時間的穩(wěn)定運(yùn)行。目前的熱能存儲技術(shù)主要有顯熱儲能、潛熱儲能和熱化學(xué)儲能

,其中顯熱儲能的熱存儲效率較低,化學(xué)儲能的可靠性難以保證,而潛熱儲能具有溫控穩(wěn)定、儲熱效率高等特點,在電子熱管理方向具有較大潛力。潛熱儲能技術(shù)廣泛使用相變材料,如熔融鹽類和有機(jī)類相變材料,通常具有儲能密度高、溫度變化小等特質(zhì)。然而,相變材料仍然存在熱導(dǎo)率較低的缺點,嚴(yán)重影響了熱量的存儲和釋放的速率,從而使得熱控性能降低。為解決這些問題,國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)做出了相當(dāng)大的努力。其中,加入金屬泡沫

和高導(dǎo)熱性能的納米顆粒

是提升相變材料傳熱性能的有效方法。Wang等

提出了一種用于鋰離子電池?zé)峁芾淼氖?泡沫鋁復(fù)合相變材料,結(jié)果表明泡沫鋁的加入可以明顯加快石蠟的熔化過程可使鋰離子電池的溫升速率大幅度下降。Li等

設(shè)計了一種相變材料和泡沫銅封裝的復(fù)合夾層冷卻結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)純石蠟因自然對流的作用可以顯著降低鋰電池的表面溫度,采用泡沫銅石蠟的復(fù)合相變材料可進(jìn)一步提高相變材料的溫度均勻性。Xu等

詳細(xì)介紹了納米流體的強(qiáng)化傳熱機(jī)理,尤其在多孔金屬介質(zhì)中的應(yīng)用,高導(dǎo)熱系數(shù)的多孔泡沫金屬與納米顆?？商岣吖べ|(zhì)的自然對流特性

,且納米流體的熱泳擴(kuò)散作用可強(qiáng)化對流傳熱

。另一方面,熱管由于其高效的傳熱性能,近年來被廣泛應(yīng)用于儲熱系統(tǒng),提升相變材料內(nèi)部的換熱性能

。Khalifa等

提出了一種利用微型熱管提高潛熱儲能系統(tǒng)傳熱性能的方法,在相變材料中隨機(jī)混合微型熱管,以提升系統(tǒng)內(nèi)部的傳熱性能。結(jié)果表明復(fù)合相變材料的等效導(dǎo)熱系數(shù)隨著微型熱管的加入得到有效提升,并隨著微型熱管數(shù)量的增加而呈現(xiàn)指數(shù)級增長。Zhuang等

將傳統(tǒng)熱管和相變材料結(jié)合提出了一種復(fù)合熱管,在熱管的絕熱段和冷凝端分別包裹相變材料和熱沉,用于擴(kuò)散和吸收熱管蒸發(fā)端位置熱源的熱量。實驗結(jié)果表明,復(fù)合熱管的加入可以有效提高熱源在循環(huán)工況下的散熱性能,大大降低熱沖擊的影響。Yang等

研究了一種翅片式熱管輔助的無源散熱器,翅片段置于相變?nèi)萜鲀?nèi)部作為熱管的冷凝端,用于高功率電子器件的熱管理。實驗結(jié)果表明,熱管可以快速吸收熱源的熱量,并通過翅片將熱量擴(kuò)散到相變材料內(nèi)部;在同時搭配空氣冷卻散熱器的情況下,可保證電子器件的溫度在周期性熱沖擊下維持在85 ℃以下。

然而,傳統(tǒng)熱管主要對熱源的熱量實現(xiàn)一維方向上的有效傳導(dǎo),與相變材料結(jié)合后僅能提升相變材料內(nèi)部的熱擴(kuò)散性能,無法有效提升熱源與相變材料之間的傳熱面積。在空間環(huán)境應(yīng)用中,T/R組件面積較小且熱流密度高,通過增加平板熱管(均熱板)可顯著提高傳熱面積,提升散熱效率。平板熱管已廣泛應(yīng)用于電子器件熱管理領(lǐng)域,其具有優(yōu)良的導(dǎo)熱性能,可以實現(xiàn)從局部熱點的有效散熱,且結(jié)構(gòu)簡單易于封裝

。Zeng等

研制了一種帶有折返腔陣列的微槽道式鋁制平板熱管,其尺寸為90 mm×90 mm×3 mm,同時使用直徑為30 mm的銅柱作為熱源,模擬小型大功率電子器件的熱管理。結(jié)果表明,該鋁制均熱板具有快速的溫度響應(yīng)和較低啟動熱負(fù)荷,且熱阻穩(wěn)定在0.055～0.074 K/W范圍內(nèi),表現(xiàn)出良好的反重力性能。Saleem等

提出了一種包含相變材料和平板熱管的緊湊型電池?zé)峁芾硐到y(tǒng),使用相變材料作為熱緩沖介質(zhì)對電池產(chǎn)生的熱量進(jìn)行初步吸收,并使用平板熱管將熱量傳導(dǎo)至冷卻系統(tǒng)。結(jié)果表明,電池組產(chǎn)生的熱量由相變材料和帶有水冷卻的平板熱管同時散發(fā),從而保證電池組內(nèi)部的溫度分布更加均勻,且維持在正常工作范圍。Peng等

研制了一種新型的平板熱管,并將平板熱管與翅片熱沉結(jié)合用于電子冷卻。實驗結(jié)果表明:新型平板熱管具有良好的穩(wěn)態(tài)傳熱性能,且其內(nèi)部的真空度和工質(zhì)充灌率對性能有較大影響;在相同的充灌率下,使用丙酮作為傳熱工質(zhì)具有更好的傳熱性能。

現(xiàn)有的研究大多采用小型熱管與相變材料結(jié)合,以提升相變材料內(nèi)部的熱擴(kuò)散性能。然而,熱管的直接加入會大大降低相變材料的填充量,并同時帶來質(zhì)量的增大。在現(xiàn)有研究的基礎(chǔ)上,針對大尺寸的鋁制槽道式平板熱管的傳熱性能,以及它與相變材料結(jié)合后的電子器件熱管理性能方面仍需展開更深入的研究。T/R組件具有體積小,熱功率高的特點,為保證相控陣天線內(nèi)部的儲熱容量,相變儲熱容器的尺寸遠(yuǎn)大于T/R組件,鋁制外殼無法將熱源的熱量快速擴(kuò)散,儲熱容器內(nèi)部的溫度不均勻程度較高。本文設(shè)計了一種相變儲能與平板熱管相結(jié)合的復(fù)合熱控裝置,利用平板熱管對T/R組件進(jìn)行快速的熱量擴(kuò)散,降低表面熱流密度;同時利用相變儲能的方式,吸收T/R組件的短時工作熱耗,保證大功率分布式T/R組件的在軌工作溫度低于其最大結(jié)點溫度(80 ℃)。本文通過實驗的方式對比了擁有相同厚度(3 mm)的鋁制平板熱管和鋁合金板(6063,鋁硅10鎂)的傳熱性能,以及它們與相變材料復(fù)合后的熱控性能。

1 實驗對象

1.1 鋁制平板熱管的設(shè)計

本文中使用的鋁制平板熱管,委托徐州熱爾電子科技有限公司采用正交犁切/擠壓法

加工,在厚度為1.5 mm的鋁板(T6061)的基礎(chǔ)上,制備具有高縱橫比的微凹槽陣列作為平板熱管的毛細(xì)芯結(jié)構(gòu)。鋁制平板熱管的原型如圖1所示,其整體尺寸為300 mm×96 mm×3 mm,微凹槽之間每隔3 mm布置支撐柱,以避免熱變形,支撐柱的長度為300 mm,寬度為1 mm。平板熱管內(nèi)的工質(zhì)流動區(qū)高度為2 mm,上下表面均布置有三角形凹槽;上下及側(cè)面的鋁壁面厚度分別為0.5 mm和2 mm,可保證平板熱管具有一定的機(jī)械強(qiáng)度;平板熱管內(nèi)填充丙酮作為傳熱工質(zhì),填充率為40%。

采用順序輻射優(yōu)先吸波法測試了脆硫銻鉛礦、黃鐵礦、錫石三種礦物微波加熱升溫差異及其吸波能力隨溫度的變化，結(jié)果如圖5所示。

1.2 石蠟相變材料熱性能分析

本實驗中采用石蠟(RT60)作為相變材料。為探討其相變特性,采用差式掃描量熱儀(DAS,TA-Q20,美國)測定石蠟的熔點和比熱容。石蠟樣品以5 ℃/min的速率從20 ℃加熱到100 ℃,測試曲線如圖2所示。通過DSC曲線可以計算出石蠟的相變潛熱和熔化溫度

(1)

式中:

為傳熱速率;

為溫度;

為升溫速率;

為試樣質(zhì)量;Start代表溫度變化的開始,End代表溫度變化的結(jié)束?？梢园l(fā)現(xiàn)石蠟相變是個持續(xù)升溫的過程,而且在熔化過程中,在溫度分別為43.6 ℃和60.1 ℃出現(xiàn)兩個相變吸收峰,分別是由于石蠟在升溫過程中發(fā)生的固固相變和固液相變,經(jīng)計算可知其吸收潛熱分別為39.8 J/g和150.5 J/g,石蠟的熔化溫度為51.5 ℃～63.0 ℃。使用激光法導(dǎo)熱分析儀(LFA447,德國)測試所得石蠟在20 ℃的導(dǎo)熱系數(shù)為0.26 W/(m·K),具體熱物性參數(shù)如表1所示。

2 實驗裝置和方法

2.1 實驗裝置

圖3為大功率天線產(chǎn)品熱管理系統(tǒng)的示意圖。鋁制平板熱管作為儲熱容器的底部基板,夾在銅塊和相變材料之間。儲熱容器是按照大功率天線產(chǎn)品內(nèi)部的可用空間設(shè)計,其內(nèi)部尺寸為300 mm×96 mm×20 mm,四周采用有機(jī)玻璃作為外殼,分別研究了以鋁制平板熱管和鋁合金板(6063)作為底部基板的熱管理性能?？紤]到T/R組件是由多個發(fā)熱單元一體封裝而成,本實驗使用尺寸為90 mm×90 mm×3 mm的銅塊模擬T/R組件。兩個陶瓷電阻加熱片均勻地分布在銅塊底部,每一個加熱片的最大加熱功率為50 W,即能夠為系統(tǒng)提供的最大加熱功率為100 W。平板熱管、銅塊和加熱片之間的連接處,均使用導(dǎo)熱硅脂(導(dǎo)熱系數(shù)為6 W/(m·K)作為界面材料以降低接觸熱阻的影響。數(shù)據(jù)采集模塊由高清相機(jī)、熱電偶(Omega T型)以及橫河數(shù)據(jù)采集器(GM90PS,日本)組成,T型熱電偶標(biāo)定后其測量精度為0.1 ℃,高清相機(jī)固定在儲熱容器的一側(cè),記錄儲熱容器內(nèi)部石蠟的熔化情況。銅塊以及儲熱容器的其他部位均用隔熱棉包裹,減少漏熱。

為模擬天線產(chǎn)品的實際工作環(huán)境,分別使用了鋁制平板熱管和鋁合金板作為儲熱容器的底部基板,夾在熱源和相變材料之間。受到安裝環(huán)境的限制,熱源置于底部基板的邊緣。研究了熱源以40 W的熱功率持續(xù)工作的條件下,相變儲能結(jié)合平板熱管的復(fù)合熱管理性能。圖9記錄了使用鋁合金作為基板時,熱源及容器內(nèi)部溫度隨時間變化的過程。在0～40 min內(nèi),熱源溫度的上升趨勢先呈線性變化,后逐漸降低,因為內(nèi)部的石蠟發(fā)生熔化,將部分的熱量以潛熱的形式存儲;在40 min后,熱源的溫度上升趨勢逐漸增大,并最終在60 min時達(dá)到80 ℃,主要是因為靠近熱源處的石蠟已經(jīng)完全熔化,而鋁合金板無法將熱量及時擴(kuò)散。

～

為儲熱容器內(nèi)部基板的溫度,

為兩個測點的平均值,以此類推?？梢钥闯?距離熱源較近的3個點

、

和

的溫度變化趨勢較接近,且相互之間的溫差較小,可以通過2.1節(jié)中的結(jié)果得到驗證。同時,石蠟熔化過程產(chǎn)生的對流換熱會進(jìn)一步增強(qiáng)這3個點的溫度均勻性。遠(yuǎn)離熱源的2個點

和

與前3個點的最大溫差達(dá)到了20 ℃,且溫度上升的趨勢較為緩慢。主要是由于鋁合金板的熱擴(kuò)散性能較差,在儲熱容器局部受熱的情況下,熱量無法及時擴(kuò)散到遠(yuǎn)離熱源的位置,導(dǎo)致儲熱容器內(nèi)部的溫度分布不均勻,且在靠近熱源處的石蠟發(fā)生熔化后,不均勻性進(jìn)一步提升。

2.2 數(shù)據(jù)處理和不確定性分析

熱阻是描述電子元件傳熱特性的關(guān)鍵技術(shù)指標(biāo),它是指兩點間的溫差與熱功率的比值

(2)

為模擬天線產(chǎn)品短時間、大功率運(yùn)行的特點,實驗設(shè)置在0～6 min內(nèi)為熱源以40 W功率工作的時間,6 min后熱源停止工作,整體置于室溫環(huán)境(20 ℃)下以自然對流的方式冷卻;同時,為進(jìn)一步探究鋁制平板熱管和鋁合金板在更極端工況(更短時間、更高熱功率)下的熱擴(kuò)散性能,當(dāng)熱源的加熱功率為80 W時,實驗設(shè)置在0～2.5 min內(nèi)為熱源工作的時間,熱源停止工作后采用與之前相同的散熱方式。

(3)

式中:

為蒸發(fā)端(平板熱管接近熱源處)的平均溫度;

為冷凝端(平板熱管遠(yuǎn)離熱源的面)的平均溫度;

為直流穩(wěn)壓電源輸入的熱功率。為獲得冷凝端的精確溫度,在冷凝端均勻布置了10個T型熱電偶,冷凝端熱電偶排布圖如圖4所示。

當(dāng)熱源功率為80 W時,鋁制平板熱管的冷凝端在0～2.5 min的加熱過程中出現(xiàn)較為明顯的熱點,冷凝端的最大溫差超過5 ℃,這是因為熱源發(fā)熱功率和空氣自然對流散熱功率的差距進(jìn)一步提升,冷凝液體無法及時回流到蒸發(fā)端,產(chǎn)生局部過熱的現(xiàn)象。在較大的熱功率作用下,鋁合金板的局部過熱現(xiàn)象嚴(yán)重,表面溫度云圖出現(xiàn)梯級分布的現(xiàn)象。

(4)

在本實驗中T型熱電偶的測量精度為±0.1 ℃,直流穩(wěn)壓電源的輸出精度約為±0.5%。在本文的測試中,等效熱阻的最大不確定度為10.1%。

3 實驗結(jié)果和討論

3.1 鋁制平板熱管熱擴(kuò)散性能

為了研究鋁制平板熱管和鋁合金板(6063)的熱擴(kuò)散性能,在室溫環(huán)境(20±1) ℃下,通過使用紅外熱像儀(TV40,FLUKE)對比了在多種加熱工況下平板上方的溫度分布云圖,紅外熱像儀的測量精度為±2%,同時使用T型熱電偶對環(huán)境和板面的溫度進(jìn)行測量。分別研究了在40 W和80 W兩種不同熱功率下,板面的溫度均勻性,以及熱源位置(置于平板的中間或邊緣)對板面溫度均勻性的影響。

在本文中,通過使用蒸發(fā)端和冷凝端的平均溫度來計算平均等效熱阻

孟塞爾系統(tǒng)、CIE L*a*b*標(biāo)準(zhǔn)色度系統(tǒng)、CIE 1931XYZ表色系統(tǒng)均是口腔領(lǐng)域常用的比色系統(tǒng)，且該3種系統(tǒng)的色度值可相互轉(zhuǎn)換。特別是孟塞爾表色系統(tǒng)，對口腔臨床比色參照系統(tǒng)的研發(fā)均具有指導(dǎo)作用，如Vita-3D master比色板和Vita Lumina Vacuum比色板等。

實驗裝置的不確定度基于隨機(jī)誤差估計,主要來源于測溫過程中的熱源模塊和數(shù)據(jù)采集模塊。熱阻的計算會受到加熱負(fù)荷和溫差的不確定性影響,從標(biāo)準(zhǔn)誤差分析方法來看,熱阻的不確定度可采用如下公式計算,即

僧袍膨脹，塵埃被隱含低嘯的勁氣帶起向四周激飛，刮起的勁風(fēng)吹得周圍的人幾乎睜不開眼睛。天問大師平生第一次全力以赴提足功力，因為他感知蕭飛羽內(nèi)力精純，知道即使蕭飛羽有重傷之危也無性命之虞，所以不會使局勢失控引發(fā)群毆。并且傾力而為是他和紫陽道長在心里立于不敗之地才立下賭約，故而他不能輸，也輸不起，也決心杜絕失敗的可能。

熱源的位置會影響平板熱管內(nèi)蒸汽擴(kuò)散和液體回流的路徑,從而影響平板熱管的熱擴(kuò)散性能。圖6為熱源置于邊緣位置時,在熱功率為40 W的情況下鋁制平板熱管和鋁合金板(6063)在加熱和冷卻過程中的溫度云圖。當(dāng)熱源置于平板底部的邊緣時,較高的熱功率載荷使得鋁制平板熱管的冷凝端在接近熱源的位置出現(xiàn)塊狀過熱區(qū)域,但遠(yuǎn)離熱源的位置表現(xiàn)出較好的溫度均勻性。在加熱過程中,鋁制平板熱管冷凝端的溫差出現(xiàn)上升趨勢,在6 min時溫差將近8 ℃,這主要是由于內(nèi)部冷凝液回流的路徑較長,無法及時回流到蒸發(fā)端,從而產(chǎn)生局部過熱的現(xiàn)象;在停止加熱后,平板熱管表面的塊狀熱點消失,整體表現(xiàn)出較好的溫度均勻性。熱源置于邊緣后,鋁合金板表面的傳熱路徑增大,溫度不均勻性進(jìn)一步提升,出現(xiàn)明顯的局部過熱現(xiàn)象,熱量向遠(yuǎn)離熱源方向的擴(kuò)散過程受到較大的熱阻影響。

NDD機(jī)制實施動態(tài)變換的對象包括硬件平臺、軟件版本等，而變換時機(jī)包括隨機(jī)變換、定時變換和驅(qū)動性變換[1].因此，為刻畫NDD機(jī)制的變換對象、變換時機(jī)與系統(tǒng)脆弱性的關(guān)系，給出NDD體系下的系統(tǒng)脆弱性定義如下：

冷凝端的最大溫差常用作溫度均勻性的評價標(biāo)準(zhǔn)

,圖8比較了在40 W、80 W兩種不同熱功率以及不同熱源位置下,不同板面的最大溫差。由圖8可以看出,鋁制均熱板的最大溫差遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于鋁合金板,表現(xiàn)出良好的溫度均勻性;熱源置于中間時,板面的整體傳熱路徑縮短,且對于平板熱管來說液體回流的路徑也大大縮短,所以在同種加熱功率下的最大溫差低于熱源置于邊緣的情況;在同種熱源放置情況下,加熱功率越高,受到環(huán)境散熱性能的限制,接近熱源部分的吸熱速率大于冷凝端的散熱速率,導(dǎo)致板面的最大溫差升高,從而產(chǎn)生一定的溫度不均勻性。

圖5為熱源置于中間時,鋁制平板熱管和鋁合金板(6063)在加熱和冷卻過程中的溫度云圖。當(dāng)熱源功率為40 W時,鋁制平板熱管的冷凝端在0～6 min的加熱過程中出現(xiàn)較小范圍的熱點,但冷凝端溫差小于5 ℃,表現(xiàn)出較好的熱均勻性;在停止加熱后,平板熱管冷凝端的熱點消失,將熱源的熱量均勻地擴(kuò)散到整個表面。這主要是因為,在加熱過程中熱源的發(fā)熱功率遠(yuǎn)大于空氣自然對流的散熱功率,冷凝端的液體無法及時回流到蒸發(fā)端,導(dǎo)致平板熱管持續(xù)升溫;當(dāng)停止加熱后,平板熱管內(nèi)部達(dá)到一個亞穩(wěn)態(tài)的狀態(tài),內(nèi)部工質(zhì)蒸發(fā)和冷凝的速率相對平衡,熱量在平板熱管內(nèi)部均勻擴(kuò)散。鋁合金板由于自身導(dǎo)熱系數(shù)(178 W·m

·K

)較低,且受到傳熱截面過小的限制,表現(xiàn)出較差的溫度均勻性,在傳熱路徑中存在較大的熱阻,熱量無法及時擴(kuò)散到遠(yuǎn)離熱源的位置。

為了更準(zhǔn)確地分析鋁制平板熱管和鋁合金板的傳熱性能,使用T型熱電偶測得的溫度值分別計算了在不同熱源放置情況下,二者在傳熱過程中的平均等效熱阻,結(jié)果如圖7所示。當(dāng)熱源置于邊緣時,鋁合金板的平均等效熱阻隨著加熱時間的延長而不斷上升,最終在6 min達(dá)到0.75 K/W,在停止加熱后,熱源的溫度開始逐漸降低,熱量在鋁合金板上逐漸擴(kuò)散,平均等效熱阻呈現(xiàn)下降的趨勢;鋁制平板熱管的平均等效熱阻在開始加熱的1 min內(nèi)不斷上升,主要是受到熱管啟動熱阻

的影響,在熱管啟動過后,平均等效熱阻維持在0.35 K/W,在停止加熱后,平板熱管內(nèi)部達(dá)到亞穩(wěn)態(tài),平均等效熱阻維持在0.05～0.1 K/W范圍內(nèi)。當(dāng)熱源置于中間時,鋁合金板的平均等效熱阻在加熱過程中的上升速率明顯降低,最終在6 min達(dá)到0.45 K/W,并在停止加熱后下降到0.2 K/W以下;鋁制平板熱管的平均等效熱阻的上升趨勢和之前類似,在啟動過后維持在0.32 K/W,在停止加熱后內(nèi)部同樣達(dá)到了亞穩(wěn)態(tài),平均等效熱阻下降到0.1 K/W以下。

3.2 相變儲能結(jié)合平板熱管的復(fù)合熱管理性能

會計人員的繼續(xù)教育培訓(xùn)經(jīng)費(fèi)主要由當(dāng)?shù)卣斦C(jī)構(gòu)承擔(dān)。在會計隊伍培訓(xùn)教育過程中，會計繼續(xù)教育培訓(xùn)的機(jī)構(gòu)大多數(shù)是民辦機(jī)構(gòu)，這些組織的教學(xué)規(guī)模較小，教學(xué)設(shè)備簡陋，難以開展大規(guī)模會計隊伍培訓(xùn)工作。從實際的培訓(xùn)情況來分析，用于培訓(xùn)會計隊伍的專業(yè)教師普遍存在著專業(yè)知識落后，跟不上法律法規(guī)，缺乏實踐經(jīng)驗，教學(xué)方法落后的問題，在很大程度上會影響到會計人員的培訓(xùn)質(zhì)量和培訓(xùn)效果，不利于整個會計隊伍在較短時間內(nèi)掌握國家先進(jìn)的法律法規(guī)和職業(yè)規(guī)范，不利于提升會計隊伍的工作能力。

使用鋁制平板熱管作為底部基板后,熱源及容器內(nèi)部溫度隨時間變化的過程如圖10所示。在0～60 min內(nèi),熱源的溫度上升趨勢逐漸降低,并在60 min時達(dá)到70 ℃,隨后熱源的溫度達(dá)到一個相對穩(wěn)定的狀態(tài),熱源產(chǎn)生的熱量和相變材料吸收的熱量幾乎相等,熱源的溫度在長達(dá)30 min的時間段內(nèi)維持在70 ℃,相變儲能結(jié)合平板熱管的復(fù)合熱管理效果明顯。熱源溫度在高于石蠟熔點約13 ℃時達(dá)到穩(wěn)定,主要原因在于石蠟的導(dǎo)熱系數(shù)較低,初始時刻固體石蠟顯熱的熱吸收能力有限;當(dāng)熱源的溫度不斷升高時,隨著溫差的增大,石蠟與容器底部基板之間的換熱性能逐漸增強(qiáng);在熱源溫度達(dá)到70 ℃時,石蠟的相變吸熱與熱源的產(chǎn)熱達(dá)到平衡。在儲熱容器內(nèi),

和

略高,主要因為熱源置于平板熱管的邊緣,內(nèi)部蒸汽的擴(kuò)散路徑受到限制且液態(tài)工質(zhì)的回流路徑較長,從而導(dǎo)致熱源附近的溫度較高;

、

和

的變化趨勢接近,保持持續(xù)上升的狀態(tài),且與

和

的最大溫差小于10 ℃,說明鋁制平板熱管具有良好的熱擴(kuò)散性能。與使用鋁合金作為儲熱容器的基板相比,采用鋁制平板熱管作為基板可以使熱源在持續(xù)工作60 min后的溫度降低10 ℃,并使熱源的安全工作(溫度低于80 ℃)時間增加50%以上。

為進(jìn)一步驗證以上結(jié)論,圖11選取了在40 min時,在使用不同底部基板時儲熱容器內(nèi)部石蠟的熔化狀態(tài)。由圖11(a)可以看出,儲熱容器內(nèi)部分為液態(tài)和固態(tài)兩種區(qū)域。在加熱時間40 min時,熱源上方的石蠟發(fā)生熔化,以潛熱的形式存儲熱量,而遠(yuǎn)離熱源的位置,石蠟幾乎沒有發(fā)生熔化,儲熱容器內(nèi)部的大部分區(qū)域仍為固態(tài)石蠟。說明鋁合金板的熱擴(kuò)散性能較差,無法均勻地將熱源的熱量傳遞至儲熱容器內(nèi)部。由圖11(b)可以看出,儲熱容器內(nèi)部分為明顯的固態(tài)和模糊態(tài)區(qū)域,模糊態(tài)區(qū)域的石蠟可視為不完全熔化的固液混合物,表明石蠟開始通過潛熱的形式吸收熱量。當(dāng)使用鋁制平板熱管作為底部基板時,靠近底部的模糊態(tài)區(qū)域分布較為均勻,說明平板熱管將熱源的熱量均勻擴(kuò)散,使得儲熱容器內(nèi)部的石蠟均勻受熱。

績效評價是對員工工作質(zhì)量進(jìn)行綜合性評價，往往采取指標(biāo)評價方式，績效評價應(yīng)當(dāng)和職位、薪酬密切聯(lián)系，促使職工能夠在績效考核指導(dǎo)下實現(xiàn)不斷發(fā)展和進(jìn)步，但是，某一些醫(yī)院績效評價上缺乏全面性以及完善性，對于績效考核而言，當(dāng)前過分注重硬性指標(biāo)，同時，考核過程主觀性過強(qiáng)，忽視對于員工全面能力以及素質(zhì)的考核，與此同時，考核過程當(dāng)中過分看重結(jié)果。在員工進(jìn)行評價過程當(dāng)中存在不公平、不公正情況，對員工進(jìn)行績效評價過程當(dāng)中往往過于主觀，缺乏客觀，就會導(dǎo)致員工感受到不夠公正以及公平，難以促使員工產(chǎn)生對醫(yī)院的歸屬感，容易造成醫(yī)院人才流失，導(dǎo)致績效評價喪失重要意義，績效評價工作流于形式。

4 結(jié) 論

本文對相同尺寸的鋁制平板熱管和鋁合金板的熱擴(kuò)散性能,以及它們分別和相變材料結(jié)合后的熱控性能進(jìn)行了實驗研究,記錄了平板表面的溫度云圖以及多個測點的實時溫度響應(yīng)。在本實驗的所有工況下:鋁制均熱板的最大溫差遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于鋁合金板,表現(xiàn)出良好的溫度均勻性;熱源的位置不同,會影響板面的整體傳熱路徑,且會影響平板熱管內(nèi)部蒸汽擴(kuò)散和液體回流的路徑,從而影響整體的熱擴(kuò)散性能。本文主要結(jié)論如下。

(1)在不改變原有儲熱容器尺寸的情況下,采用相變儲能結(jié)合平板熱管的熱控設(shè)計可有效降低熱流密度。可以將熱源的熱量進(jìn)行均勻擴(kuò)散,降低熱流密度,再通過相變儲能的方式吸收熱量,可以保證天線產(chǎn)品持續(xù)工作90 min時的結(jié)點溫度控制在70 ℃。

(2)因蒸汽擴(kuò)散和液體回流路徑的差異,熱源位置對于平板熱管性能影響較大。當(dāng)功率40 W熱源置于底部邊緣時,冷凝端的最大溫差為8.6 ℃,平均等效熱阻可維持在0.35 K/W;當(dāng)熱源置于中間時,最大溫差降低至3.2 ℃,平均等效熱阻可維持在0.32 K/W。當(dāng)熱功率過大時,平板熱管內(nèi)部液體無法及時回流到蒸發(fā)端,會產(chǎn)生局部過熱的現(xiàn)象。因此,對于高縱橫比的槽道式平板熱管,需要進(jìn)一步改良槽道的毛細(xì)結(jié)構(gòu),以提高平板熱管內(nèi)部液體回流的速率,滿足更高的熱功率需求。

油菜技術(shù)組利用高產(chǎn)創(chuàng)建這個平臺，開展了品種比較、密度、免耕、夏播、煙后舊膜利用、地膜油菜、油菜-蠶豆套種、油菜-蘿卜等蔬菜間作、油菜-玉米套種、品種展示等試驗示范32組次，讓項目區(qū)農(nóng)戶看得到、學(xué)得到，提高了群眾科學(xué)種田的積極性，努力為山區(qū)農(nóng)民節(jié)本增收探索新途徑。

(3)詳細(xì)分析了平板熱管與相變材料組合的被動式熱管理系統(tǒng)的性能與局部特征。本文采用石蠟相變材料的最大過熱度約13 ℃,與平板熱管的組合可使熱源的可靠工作時間增加50%以上。因此,為充分利用相變材料的潛熱,建議其熔點應(yīng)低于電子元件的控制溫度15 ℃以上。

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[1] WANG Congsi, WANG Yan, LIAN Peiyuan, et al. Space phased array antenna developments: a perspective on structural design [J]. IEEE Aerospace and Electronic Systems Magazine, 2020, 35(7): 44-63.

[2] 羅曉宇, 楊則南, 郝文倩, 等. Ka相控陣天線模塊熱設(shè)計研究 [J]. 電子科技, 2018, 31(7): 4-6, 10.

LUO Xiaoyu, YANG Zenan, HAO Wenqian, et al. Study on thermal design of Ka phased array antenna module [J]. Electronic Science and Technology, 2018, 31(7): 4-6, 10.

[3] TAO Y B, HE Yaling. A review of phase change material and performance enhancement method for latent heat storage system [J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2018, 93: 245-259.

[4] LI W Q, QU Z G, HE Y L, et al. Experimental and numerical studies on melting phase change heat transfer in open-cell metallic foams filled with paraffin [J]. Applied Thermal Engineering, 2012, 37: 1-9.

[5] 田偉, 梁曉光, 黨碩, 等. 金屬泡沫翅片復(fù)合結(jié)構(gòu)強(qiáng)化相變蓄熱的實驗研究 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報, 2021, 55(11): 17-24.

TIAN Wei, LIANG Xiaoguang, DANG Shuo, et al. Visualized Experimental study on the phase change heat storage enhanced with metal foam [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2021, 55(11): 17-24.

[6] XU Huijin, XING Zhanbin. The lattice Boltzmann modeling on the nanofluid natural convective transport in a cavity filled with a porous foam [J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2017, 89: 73-82.

[7] WANG Zichen, ZHANG Zhuqian, JIA Li, et al. Paraffin and paraffin/aluminum foam composite phase change material heat storage experimental study based on thermal management of Li-ion battery [J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 78: 428-436.

[8] LI W Q, QU Z G, HE Y L, et al. Experimental study of a passive thermal management system for high-powered lithium ion batteries using porous metal foam saturated with phase change materials [J]. Journal of Power Sources, 2014, 255: 9-15.

[9] XU H J, XING Z B, WANG F Q, et al. Review on heat conduction, heat convection, thermal radiation and phase change heat transfer of nanofluids in porous media: fundamentals and applications [J]. Chemical Engineering Science, 2019, 195: 462-483.

[10]XU Huijin, GONG Liang, HUANG Shanbo, et al. Flow and heat transfer characteristics of nanofluid flowing through metal foams [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2015, 83: 399-407.

[11]XU Huijin, XING Zhanbin, VAFAI K. Analytical considerations of flow/thermal coupling of nanofluids in foam metals with local thermal non-equilibrium (LTNE) phenomena and inhomogeneous nanoparticle distribution [J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2019, 77: 242-255.

[12]BABAPOOR A, KARIMI G. Thermal properties measurement and heat storage analysis of paraffin nanoparticles composites phase change material: comparison and optimization [J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 90: 945-951.

[13]SHARMA R K, GANESAN P, TYAGI V V, et al. Thermal properties and heat storage analysis of palmitic acid-TiO

composite as nano-enhanced organic phase change material (NEOPCM) [J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 99: 1254-1262.

[14]MYERS P D, ALAM T E, KAMAL R, et al. Nitrate salts doped with CuO nanoparticles for thermal energy storage with improved heat transfer [J]. Applied Energy, 2016, 165: 225-233.

[15]WANG Jifen, XIE Huaqing, GUO Zhixiong, et al. Improved thermal properties of paraffin wax by the addition of TiO

nanoparticles [J]. Applied Thermal Engineering, 2014, 73(2): 1541-1547.

[16]MALDONADO J M, DE GRACIA A, CABEZA L F. Systematic review on the use of heat pipes in latent heat thermal energy storage tanks [J]. Journal of Energy Storage, 2020, 32: 101733.

[17]KHALIFA A, TAN L, MAHONY D, et al. Numerical analysis of latent heat thermal energy storage using miniature heat pipes: a potential thermal enhancement for CSP plant development [J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 108: 93-103.

[18]ZHUANG Baoshan, DENG Wenjun, TANG Yong, et al. Experimental investigation on a novel composite heat pipe with phase change materials coated on the adiabatic section [J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2019, 100: 42-50.

[19]YANG Xiaohu, TAN Sicong, HE Zhizhu, et al. Finned heat pipe assisted low melting point metal PCM heat sink against extremely high power thermal shock [J]. Energy Conversion and Management, 2018, 160: 467-476.

[20]李德富, 劉小旭, 鄧婉, 等. 熱管技術(shù)在航天器熱控制中的應(yīng)用 [J]. 航天器環(huán)境工程, 2016, 33(6): 625-633.

LI Defu, LIU Xiaoxu, DENG Wan, et al. Application of heat pipe technology in spacecraft thermal control [J]. Spacecraft Environment Engineering, 2016, 33(6): 625-633.

[21]CHEN Gong, TANG Yong, WAN Zhenping, et al. Heat transfer characteristic of an ultra-thin flat plate heat pipe with surface-functional wicks for cooling electronics [J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2019, 100: 12-19.

[22]DENG Daxiang, HUANG Qingsong, XIE Yanlin, et al. Thermal performance of composite porous vapor chambers with uniform radial grooves [J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 125: 1334-1344.

[23]ZENG Jian, ZHANG Shiwei, CHEN Gong, et al. Experimental investigation on thermal performance of aluminum vapor chamber using micro-grooved wick with reentrant cavity array [J]. Applied Thermal Engineering, 2018, 130: 185-194.

[24]ABBAS S, RAMADAN Z, PARK C W. Thermal performance analysis of compact-type simulative battery module with paraffin as phase-change material and flat plate heat pipe [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2021, 173: 121269.

[25]PENG Hao, LI Juan, LING Xiang. Study on heat transfer performance of an aluminum flat plate heat pipe with fins in vapor chamber [J]. Energy Conversion and Management, 2013, 74: 44-50.

[26]陳志斌, 湯勇, 池勇. V型毛細(xì)微溝槽犁切擠壓成形試驗研究 [J]. 工具技術(shù), 2007, 41(6): 71-74.

CHEN Zhibin, TANG Yong, CHI Yong. Experiment research of tiny V form groove plough-extrusion formation [J]. Tool Engineering, 2007, 41(6): 71-74.

[27]SHANG Bofeng, MA Yupu, HU Run, et al. Passive thermal management system for downhole electronics in harsh thermal environments [J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 118: 593-599.

[28]DENG Daxiang, HUANG Qingsong, XIE Yanlin, et al. Thermal performance of composite porous vapor chambers with uniform radial grooves [J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 125: 1334-1344.

[29]VELARDO J, DATE A, SINGH R, et al. Experimental investigation of a vapour chamber heat spreader with hybrid wick structure [J]. International Journal of Thermal Sciences, 2019, 140: 28-35.

[30]PATANKAR G, WEIBEL J A, GARIMELLA S V. On the transient thermal response of thin vapor chamber heat spreaders: optimized design and fluid selection [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2020, 148: 119106.