張東 侯宏藝 李慶亮 鄔江昊 徐寶睿 安周建 王林軍

非均勻熱流密度條件下脈動熱管運行特性分析

張東1，2侯宏藝2，3李慶亮4鄔江昊1，2徐寶睿1，2安周建1王林軍2，3

（1. 蘭州理工大學 能源與動力工程學院，甘肅 蘭州 730050；2. 甘肅省生物質(zhì)能與太陽能互補供能系統(tǒng)重點實驗室，甘肅 蘭州 730050；3. 蘭州理工大學 機電工程學院，甘肅 蘭州 730050；4. 天地上海采掘裝備科技有限公司，上海 200030）

為深入探究在非均勻熱流密度條件下不同操作參數(shù)對脈動熱管傳熱特性的影響，進而拓寬脈動熱管使用場景，設計并搭建了一種非均勻熱流密度下脈動熱管傳熱性能的測試裝置。該裝置包括脈動熱管主體裝置、加熱裝置、冷卻水循環(huán)裝置、數(shù)據(jù)測量采集裝置、充注工質(zhì)及抽真空裝置。之后進行了實驗穩(wěn)定性測試，保證實驗結(jié)果的可靠性。在充液率為50%和70%的情況下，選用乙醇、HFE-7100兩種工質(zhì)，分別進行了加熱功率為40～140 W、無量綱熱差為0～0.56的實驗測試，對脈動熱管的傳熱性能、蒸發(fā)段溫度及內(nèi)部壓力波動特性進行實驗研究。結(jié)果表明：均勻熱流密度下，當加熱功率較小時HFE-7100工質(zhì)表現(xiàn)出更低的運行熱阻；隨著加熱功率的增加，乙醇和HFE-7100工質(zhì)在50%和70%充液率下運行熱阻逐漸接近。非均勻熱流密度下，隨著無量綱熱差的增加，脈動熱管表現(xiàn)出低于和接近均勻熱流密度下的運行熱阻，且高充液率的脈動熱管在啟動和運行時，能夠表現(xiàn)出更好的穩(wěn)定性及傳熱性能。在非均勻熱流密度下，70%充液率的脈動熱管裝置存在一個無量綱熱差臨界值0.33，大于該值后，管內(nèi)不同熱流密度側(cè)氣液相工質(zhì)能夠較快地打破平衡，改善管內(nèi)循環(huán)流動狀態(tài)，并降低運行熱阻。乙醇工質(zhì)在均勻熱流密度加熱時，高充液率下管內(nèi)存在大量長液塞，容易出現(xiàn)工質(zhì)流動停滯現(xiàn)象。非均勻熱流密度加熱時，由于裝置加熱段存在高熱流密度側(cè)，使得不同彎頭的管內(nèi)工質(zhì)移動方向具有一致性，減少內(nèi)部流體流動過程中的停滯和反向，從而可以在一定無量綱范圍內(nèi)提升脈動熱管裝置的傳熱性能。

脈動熱管；傳熱；無量綱熱差；充液率；氣液兩相流；氣化

電子器件的散熱需求加速了傳熱技術(shù)的發(fā)展，人們通過研究微通道冷卻［1］、蒸發(fā)噴霧冷卻［2］、熱管散熱［3］等方式來解決高熱流密度散熱難題。脈動熱管因其高效的導熱性能、優(yōu)良的等溫性、簡單的結(jié)構(gòu)，成為理想、經(jīng)濟的散熱器件，在數(shù)據(jù)中心冷卻［4-6］、太陽能熱利用［7-8］及高功率采掘裝備散熱［9］等領(lǐng)域的應用得到深入研究。

脈動熱管的運行特性受到操作參數(shù)［10-12］、幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)［13-15］、工質(zhì)熱物性參數(shù)［16-18］的影響。張超等［19］以非共沸為出發(fā)點，研究了非共沸不互溶混合工質(zhì)對脈動熱管啟動特性和穩(wěn)定運行特性的影響；其結(jié)論指出，非共沸不互溶混合工質(zhì)能夠加速蒸發(fā)端氣塞的形成，相比單一工質(zhì)，不互溶混合工質(zhì)體現(xiàn)出能夠加速系統(tǒng)啟動以及在高熱流密度下不易出現(xiàn)局部燒干現(xiàn)象的優(yōu)點。Wang等［20］采用流體體積法（VOF）和連續(xù)表面力法（CSF），加熱功率在10～50 W下，對間隔彎頭加熱及均勻彎頭加熱的脈動熱管進行模擬，得出在啟動時應采用間隔加熱、穩(wěn)定運行時使用均勻加熱的結(jié)論。

電子器件的高熱流密度問題得到了廣泛關(guān)注。然而，由于電子器件散熱環(huán)境復雜，在脈動熱管的應用過程中，可能會存在每個彎頭的熱流密度分布不均勻的問題，從而可能會導致脈動熱管整體的傳熱性能變差，甚至會在脈動熱管上的高熱流密度處出現(xiàn)燒干現(xiàn)象。當前研究主要集中在均勻熱流密度下脈動熱管在不同操作參數(shù)下的運行性能，對非均勻熱流密度下脈動熱管運行特性的研究較少。深入探究不同操作參數(shù)對非均勻熱流密度下脈動熱管的傳熱特性影響，拓寬脈動熱管的使用場景，可為實際應用中脈動熱管的選型提供數(shù)據(jù)和理論支撐?；谝陨显?，本研究搭建了脈動熱管非均勻加熱實驗平臺，在充液率為50%和70%的情況下，選用乙醇與HFE-7100兩種工質(zhì)，分別進行了加熱功率為40～140 W、無量綱熱差為0～0.56的實驗測試，分析了均勻及非均勻熱流密度條件下脈動熱管的傳熱性能、蒸發(fā)段溫度及內(nèi)部壓力波動特性。

1　實驗系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理

1.1　非均勻熱流密度脈動熱管實驗裝置

非均勻熱流密度下脈動熱管的實驗示意圖如圖1（a）所示。其中，1、4、7、8、11、12、15、16分別為加熱端的測溫點，2、5、9、13、17分別為絕熱端的測溫點，3、6、10、14、18分別為冷卻端的測溫點，19、20分別為冷卻水進出口位置的測溫點。具體實驗裝置包括四彎頭脈動熱管、加熱裝置、冷卻水循環(huán)裝置、抽真空注液裝置和數(shù)據(jù)測量采集裝置，如圖1（b）所示。四彎頭脈動熱管是由內(nèi)徑2 mm、外徑3 mm的銅管彎折而成，整體形狀呈盤蛇形；蒸發(fā)段、絕熱段、冷凝段長度分別為40、108和40 mm。蒸發(fā)段的發(fā)熱元件是由玻纖套管包裹的（Cr20Ni80）鎳鉻合金電加熱絲，其均勻纏繞在每個彎頭上；加熱功率由兩個相同型號（UTP1306S）的直流穩(wěn)壓電源提供，分別對A、B兩個加熱段進行獨立控制。冷凝段采用兩塊開槽的長方體紫銅塊與銅管焊接，銅管外壁直接接觸通入紫銅塊中的冷卻水，達到被冷卻的目的。冷卻水循環(huán)裝置中的冷卻水循環(huán)動力由可調(diào)節(jié)功率的無刷直流水泵提供，并配備轉(zhuǎn)子流量計，實施對循環(huán)水流量的監(jiān)測。

圖1　非均勻熱流密度脈動熱管實驗示意圖及裝置圖

實驗中控制冷卻水流量為25 L/h，冷卻水箱溫度為20 ℃，室內(nèi)溫度為25 ℃。采用貼片式PT100溫度傳感器測量四彎頭脈動熱管的表面溫度，測溫點分布如圖1所示。在冷卻水進出口、冷卻水箱、環(huán)境處的溫度測量均采用探頭式PT100鉑電阻溫度傳感器。另外在脈動熱管頂部安裝壓力傳感器，用來時刻測量管內(nèi)的壓力波動，壓力傳感器與溫度傳感器的輸出信號均由安捷倫34970A數(shù)據(jù)采集儀進行采集，采集時間間隔為1 s。同時為減少脈動熱管裝置與環(huán)境之間的換熱而對實驗產(chǎn)生較大誤差，因此在脈動熱管每部分裝置及冷卻水箱外部均完全包裹25 mm厚玻璃纖維保溫棉。實驗過程中的測量物理量及精度見表1。

1.2　實驗工質(zhì)及工況

本實驗選擇使用乙醇與HFE-7100兩種工質(zhì)，其中HFE-7100不僅有較低的表面張力和黏度，還具有汽化潛熱值小、比熱小、沸點低，熱穩(wěn)定性和化學穩(wěn)定性較好的特點。兩種工質(zhì)在25 ℃溫度下的熱物性參數(shù)見表2。根據(jù)本實驗脈動熱管的啟動條件與傳熱極限，選用40、50、60、70、80、90、100、120、140 W為本研究的加熱功率。

實驗中均勻熱流密度的設置方式是指：將A、B兩加熱段均設為相同的加熱功率；非均勻熱流密度的設置方式是指：將A加熱段設為固定加熱功率20 W，而B加熱段的加熱功率由20 W遞增至70 W。在兩種加熱方式下探究不同無量綱熱差對脈動熱管傳熱性能的影響，均勻熱流密度條件與非均勻熱流密度條件下不同加熱段的功率配置見表3、表4。

表1　測量的物理量及精度

表2　乙醇和HFE-7100在25 ℃下的熱物性參數(shù)

表3　均勻熱流密度條件下A、B加熱段加熱功率配置

表4　非均勻熱流密度條件下A、B加熱段加熱功率配置

1.3　脈動熱管關(guān)鍵指標

其中，1、2分別表示在脈動熱管蒸發(fā)段和冷凝段布置溫度傳感器的數(shù)目。

脈動熱管整體熱阻定義為

脈動熱管熱阻單位為℃/W。

為脈動熱管的傳熱量，單位為W，由下式計算得出：

1.4　實驗誤差分析

實驗中直接測量誤差包括：溫度、流量（）、電壓（）、電流（）和壓強。其中溫度的測量精度為±0.3 ℃，實驗中測量溫度最小值為20 ℃；流量的測量精度為1 L/h，實驗中設置流量為25 L/h；壓力傳感器的測量精度為±5.5 kPa，充液后最小壓強為60 kPa。另外利用誤差傳播定律，對加熱功率、熱阻及傳熱量的間接測量誤差進行了計算，具體如下：

通過誤差分析得到實驗中體積流量、溫度、加熱功率、壓強、傳熱量、傳熱熱阻的最大相對誤差分別為：4%、1.5%、0.18%、9.2%、4.5%、5%。

為消除系統(tǒng)的偶然誤差，在正式實驗開始前，向脈動熱管內(nèi)充入70%充液率的HFE-7100工質(zhì)，并在不同加熱功率下進行重復性實驗測試。實驗結(jié)果見圖2。從圖中能夠看出，本實驗具有較好的可重復性和穩(wěn)定性。

圖2　重復性實驗測試

2　實驗結(jié)果與討論

2.1　不同熱流密度條件下脈動熱管運行特性分析

以乙醇、HFE-7100為工質(zhì)的脈動熱管在不同充液率和加熱方式下的運行熱阻隨加熱功率變化的情況如圖3所示。從圖3（a）中可以看出，在均勻熱流密度下，脈動熱管充入乙醇工質(zhì)時，它的運行熱阻在不同加熱功率下會受到充液率的影響，明顯大于充入HFE-7100工質(zhì)時的運行熱阻，且在40 W加熱功率，當均勻加熱時，脈動熱管在兩種充液率（50%、70%）下的脈動熱管運行熱阻差異最大，分別為2.21 ℃/W與1.73 ℃/W。脈動熱管在50%、70%兩種充液率下，當均勻加熱時，加熱端功率分別增至100、120、140 W后，兩種充液率之間的熱阻差值分別為0.13、0.12和0.05 ℃/W，可知兩種充液率（50%、70%）下的脈動熱管運行熱阻開始接近。從圖3（b）中可以看出：充入HFE-7100工質(zhì)時，兩種充液率（50%、70%）下的脈動熱管運行熱阻僅在40 W時差異較明顯，此時運行熱阻差值達到最大，為0.24 ℃/W；當加熱功率增至60 W后，50%與70%充液率下脈動熱管的傳熱性能接近。

圖3　不同充液率及加熱方式下脈動熱管的運行熱阻隨功率變化

這一方面是因為當脈動熱管處于低加熱功率、高充液率時，隨著管內(nèi)通道液體體積的增加，工質(zhì)在重力及熱驅(qū)動力的作用下回液迅速，使得管內(nèi)顯熱傳熱量增加，脈動熱管傳熱性能提升。另一方面，充液率增大后，會造成液塞運動時摩擦阻力增大，管內(nèi)驅(qū)動力相對降低，減緩了管內(nèi)工質(zhì)運動，導致傳熱性能下降。在高加熱功率下，脈動熱管內(nèi)部產(chǎn)生了足夠的熱驅(qū)動力，減少了充液率的影響，因此在兩種充液率（50%、70%）下脈動熱管的運行熱阻較為接近。對于HFE-7100工質(zhì)，由于其具有較低的表面張力和黏性，因此減少了HFE-7100工質(zhì)在高充液率下受到的毛細管阻力和黏性阻力的影響，脈動熱管能夠在兩種充液率（50%、70%）下表現(xiàn)出接近的傳熱性能。

從整體來看，非均勻熱流密度條件下的脈動熱管熱阻表現(xiàn)出接近和低于均勻熱流密度條件下的情況，但不同工質(zhì)在管內(nèi)的運行仍存在差異。從圖3（a）中可以看出，當加熱功率為60 W和80 W時，充入50%乙醇的熱管在均勻和非均勻兩種加熱條件下，熱阻差值分別為0.14 ℃/W和0.09 ℃/W，表明隨著加熱功率增大脈動熱管的熱阻值在非均勻與均勻熱流密度條件下的熱阻值逐漸接近。但隨著加熱功率不斷增加，由圖7（a）可以看出，當加熱功率大于80 W、無量綱溫差大于0.50時，脈動熱管出現(xiàn)了燒干現(xiàn)象。由圖3（a）和3（b）可得，充液率為70%的乙醇在非均勻熱流密度條件下的脈動熱管運行熱阻明顯低于均勻熱流密度條件下的運行熱阻，同時整體接近于70%充液率的HFE-7100工質(zhì)在非均勻熱流密度條件下的熱阻，且無量綱熱差最大可達到0.56。當以HFE-7100為工質(zhì)時，兩種充液率在均勻與非均勻熱流密度條件下脈動熱管的運行熱阻差異程度均低于乙醇工質(zhì)，同時隨著無量綱熱差的不斷增大脈動熱管的熱阻在減小。主要原因是，隨著加熱功率的增大，蒸發(fā)段工質(zhì)的蒸發(fā)速率加快，氣泡數(shù)量增多，高熱流密度一側(cè)的工質(zhì)流速加快，且工質(zhì)的脈動運動增強，從而推動工質(zhì)更快地循環(huán)。工質(zhì)在管內(nèi)中流動有足夠的驅(qū)動力克服管內(nèi)的流動阻力和低熱流密度側(cè)工質(zhì)移動滯后所產(chǎn)生的阻力，使得在管內(nèi)兩加熱端的工質(zhì)能較快地打破平衡，使管內(nèi)工質(zhì)形成定向流動，減少工質(zhì)在管內(nèi)的停滯現(xiàn)象。同時蒸發(fā)段的液膜變薄，熱管的換熱得到增強，所以傳熱熱阻降低。

為進一步探究脈動熱管內(nèi)部是否產(chǎn)生特殊振蕩，區(qū)分不同加熱條件下脈動熱管冷熱端溫度分布情況，分別充入兩種工質(zhì)的脈動熱管在不同充液率下的冷熱端溫差隨加熱功率變化的情況在圖4中進行了匯總。從圖4（a）中可以看出，相比于均勻熱流密度，當熱管裝置處于非均勻熱流密度條件時，乙醇充液率為70%的脈動熱管表現(xiàn)出更優(yōu)的傳熱性能和更低的冷熱端溫差，且隨著加熱功率增加波動幅度較小，其溫差波動幅度為0.68 ℃。當加熱功率為80 W時，充入70%乙醇的熱管在非均勻熱流密度下的冷熱端溫差比充入50%乙醇的熱管在均勻熱流密度下的冷熱端溫差低16.74 ℃。乙醇充液率為50%的脈動熱管在非均勻熱流密度條件下冷熱端溫差與均勻熱流密度條件下接近。冷熱段溫差反映了內(nèi)部工質(zhì)的循環(huán)狀態(tài)，冷熱端溫度接近說明工質(zhì)在內(nèi)部達到了較好的循環(huán)，能夠及時將蒸發(fā)段熱量輸送到冷凝段。從圖3（a）中可知，當熱管充入50%的乙醇時，在均勻、非均勻兩種加熱條件下，隨著加熱功率增加熱阻的波動幅度分別為0.038 ℃/W和0.029 ℃/W，以上兩種加熱條件下熱阻隨加熱功率增加波動幅度均不大。這是由于管內(nèi)工質(zhì)的充液率適中，在蒸發(fā)段受熱后對氣塞的形成提供空間，更易推動工質(zhì)運動。對于50%充液率的乙醇工質(zhì)，較小的加熱功率已經(jīng)能夠為內(nèi)部工質(zhì)循環(huán)提供動力，因此冷熱端溫度差隨加熱功率增加變化不大。

圖4　不同充液率及加熱方式下脈動熱管的冷熱段溫差隨功率的變化

從圖4（b）中可以看出，對于HFE-7100工質(zhì)在兩種充液率及不同加熱配置下，脈動熱管冷熱段溫差均隨著加熱功率的增加而增加，在非均勻加熱條件下，充液率為50%、70%時，熱管兩端溫差的波動幅度分別為5.55 ℃和5.68 ℃；在均勻加熱條件下，充液率為50%、70%時，熱管兩端溫差的波動幅度分別為29.65 ℃和50.23 ℃。且兩種充液率在不同加熱條件下，熱管兩端溫差差別不大，這是因為HFE-7100工質(zhì)汽化潛熱僅有112 kJ/kg，遠低于乙醇工質(zhì)，因此加熱時，HFE-7100工質(zhì)能夠在管內(nèi)快速生成大量氣塞，氣塞沖擊蒸發(fā)段壁面，從而提升了蒸發(fā)段的壁溫，蒸發(fā)段溫度隨著加熱功率增大而增大，而冷凝段溫度在傳熱過程中變化不明顯，因此導致冷熱端溫差一直處于增長趨勢。

2.2　脈動熱管蒸發(fā)段溫度及內(nèi)部壓力變化特性

2.2.1均勻熱流密度條件下的情況

在均勻熱流密度下，充入乙醇工質(zhì)的脈動熱管在不同加熱功率下蒸發(fā)段平均溫度及管內(nèi)壓力隨時間變化的曲線如圖5所示。從圖5（a）中可以看出，當充液率為50%時，隨著加熱功率增加，蒸發(fā)段平均溫度整體呈小幅度上升趨勢，溫度波動幅度逐漸趨于平穩(wěn)，當加熱功率為140 W時蒸發(fā)段平均溫度波動幅度為2.31 ℃，波動幅度達到最小。同時脈動熱管的內(nèi)部壓力隨著加熱功率增加略有上升，不同加熱功率下，壓力脈動區(qū)間接近。蒸發(fā)段溫度的波動情況反映了內(nèi)部工質(zhì)的流動情況，溫度的平穩(wěn)波動說明脈動熱管內(nèi)的工質(zhì)能夠形成穩(wěn)定的定向流動，從而保證蒸發(fā)段溫度維持在某一溫度。

圖5　均勻熱流密度下填充乙醇工質(zhì)的脈動熱管蒸發(fā)段平均溫度及內(nèi)部壓力隨時間的變化

從圖5（b）中可以看出，當加熱功率為40、60、80 W時，70%充液率下的脈動熱管蒸發(fā)段溫度均表現(xiàn)出無規(guī)律性的驟升和驟降，出現(xiàn)明顯的峰值。且在40 W的加熱工況下，脈動熱管在運行時間內(nèi)蒸發(fā)段平均溫度的波動幅度為23.17 ℃，此時蒸發(fā)段平均溫度的波動幅度最大，且蒸發(fā)段平均溫度峰值可達到87.08 ℃。溫度波峰的形成是由于高充液率下，當加熱功率過低時，管內(nèi)無法及時生成氣塞推動工質(zhì)移動，出現(xiàn)了脈動停滯現(xiàn)象。當加熱功率增至100 W后，運行區(qū)間內(nèi)的蒸發(fā)段溫度出現(xiàn)了平穩(wěn)波動，此時蒸發(fā)段溫度的波動幅度為3.53 ℃。表明對于高充液率的乙醇工質(zhì)，存在一個最佳運行的功率范圍，在該加熱范圍內(nèi)，加熱段提供的熱量能夠使得管內(nèi)快速形成氣塞克服流動阻力，推動液相工質(zhì)進行穩(wěn)定循環(huán)，且不會導致工質(zhì)燒干使蒸發(fā)段溫度突升。

充入HFE-7100的脈動熱管在均勻熱流密度加熱時，在不同加熱功率下蒸發(fā)段平均溫度及內(nèi)部壓力隨時間變化曲線如圖6所示。從圖6（a）中可以看出，在50%充液率下，隨著加熱功率增加，運行時間內(nèi)的蒸發(fā)段平均溫度和壓力均出現(xiàn)緩慢上升的平穩(wěn)趨勢。當加熱功率為40 W時，溫度出現(xiàn)了大幅度波動，該波動幅度為7.16 ℃。加熱功率大于60 W后，同一個加熱區(qū)間內(nèi)的蒸發(fā)段溫度波動趨于穩(wěn)定，當加熱功率為100 W時蒸發(fā)段的溫度波動保持較低振幅，波動幅度為1.70 ℃。從圖6（b）中可以看出，在70%充液率下，蒸發(fā)段平均溫度和壓力的整體變化趨勢與50%充液率相似，當加熱功率大于40 W后，蒸發(fā)段平均溫度能夠維持低振幅波動，溫度波動平均幅度為2.88 ℃。相較于50%充液率，70%充液率的脈動熱管在高加熱功率下蒸發(fā)段平均溫度更高。在120 W加熱功率下的整個運行時間內(nèi)，50%和70%充液率的脈動熱管蒸發(fā)段平均溫度分別為79.30 ℃和86.10 ℃，140 W加熱功率時，蒸發(fā)段平均溫度分別為86.26 ℃和90.60 ℃。

圖6　均勻熱流密度下填充HFE-7100工質(zhì)的脈動熱管蒸發(fā)段平均溫度及內(nèi)部壓力隨時間的變化

在70%充液率下脈動熱管內(nèi)部壓力的脈動情況變得更加劇烈，在140 W加熱功率下管內(nèi)壓力突增，壓力值在230 kPa附近波動，遠高于同等工況下的乙醇工質(zhì)。這是由于HFE-7100的潛熱比較低而導致氣塞快速的形成及破裂，再加上HFE-7100的（d/d）sat較大，d/d是指壓強隨溫度的變化率。這使得在相同溫度變化條件下，HFE-7100工質(zhì)壓力變化更劇烈。在140 W加熱功率下，蒸發(fā)段平均溫度出現(xiàn)了平穩(wěn)波動，壓力脈動也平穩(wěn)上升，因此推測此時管內(nèi)工質(zhì)已經(jīng)形成穩(wěn)定的定向循環(huán)，但由于HFE-7100工質(zhì)的比熱較小，熱容量低于乙醇工質(zhì)，因此傳輸熱量也小于乙醇工質(zhì)，導致出現(xiàn)較高的壁面溫度。

2.2.2非均勻熱流密度條件下的情況

非均勻熱流密度下，充入乙醇工質(zhì)的脈動熱管在不同加熱功率下蒸發(fā)段平均溫度及內(nèi)部壓力隨時間變化的情況如圖7所示。從圖7（a）中可以看出，對于50%充液率的乙醇工質(zhì)，隨著無量綱熱差的不斷增大，蒸發(fā)段管壁溫度波動幅度逐漸增大，運行區(qū)間內(nèi)溫度出現(xiàn)了明顯的波峰，在無量綱熱差為0.20時，蒸發(fā)段A、B的溫度波動幅度分別為1.68 ℃和1.50 ℃，蒸發(fā)段A、B的溫度波動幅度不大，且較為接近。在無量綱熱差大于0.50后，乙醇工質(zhì)運行時最高溫度超過120 ℃，脈動熱管達到傳熱極限，管內(nèi)蒸發(fā)段出現(xiàn)燒干。相比于均勻熱流密度條件，在不同的無量綱熱差下，管內(nèi)壓力波動區(qū)間接近。從圖7（b）和圖5（b）中可以看出，當充液率為70%時，隨著無量綱熱差的增加，蒸發(fā)段平均溫度波動逐漸趨于平緩，在無量綱熱差為0.43和0.50時，脈動熱管裝置在運行時間內(nèi)的平均蒸發(fā)段溫度變化不大，當無量綱熱差達到0.56時，蒸發(fā)段A、B的溫差最大。從圖7（b）和圖5（b）中可以看出，當脈動熱管裝置的充液率為70%時，非均勻熱流密度條件比均勻熱流密度條件整體呈現(xiàn)出較好的穩(wěn)定性。

圖7　非均勻熱流密度下填充乙醇工質(zhì)的脈動熱管蒸發(fā)段平均溫度及內(nèi)部壓力隨時間的變化

脈動熱管內(nèi)充液率較低時，管內(nèi)換熱主要依靠工質(zhì)的相變換熱，在加熱過程中可能會出現(xiàn)加熱段B中的工質(zhì)被蒸發(fā)產(chǎn)生大量的氣體，而加熱段A此時未能產(chǎn)生足夠的氣塞推動工質(zhì)。這導致加熱段B內(nèi)部工質(zhì)在單側(cè)彎頭反復震蕩，待加熱段A積累能量能產(chǎn)生足夠驅(qū)動力后，工質(zhì)才能在管內(nèi)產(chǎn)生循環(huán)，因此才會出現(xiàn)管內(nèi)工質(zhì)流動短暫停滯，體現(xiàn)在高熱流密度側(cè)溫度波動幅度大，且持續(xù)增加熱流密度后，高熱流密度側(cè)出現(xiàn)燒干現(xiàn)象。

從圖7（b）中可以看出，當管內(nèi)充液率為70%，在無量綱熱差較小下，加熱功率為50 W時，蒸發(fā)段平均溫度在運行區(qū)間內(nèi)出現(xiàn)了明顯波動和峰值，蒸發(fā)段平均溫度的峰值可達到65.40 ℃。這說明此時加熱條件所產(chǎn)生的壓差仍不足以使工質(zhì)克服管內(nèi)的流動阻力而形成循環(huán)流動，又由于此時管內(nèi)工質(zhì)較多，單側(cè)管內(nèi)工質(zhì)振動能夠進行顯熱傳熱，因此不會出現(xiàn)如圖7（a）中50%充液率下蒸發(fā)段溫度大幅度波動的情況。

非均勻熱流密度下，充入HFE-7100工質(zhì)的脈動熱管在不同無量綱熱差時，蒸發(fā)段平均溫度與管內(nèi)壓力隨時間變化如圖8所示。從圖8（a）中可以看出，當脈動熱管充入50%的HFE-7100工質(zhì)時，整個運行區(qū)間內(nèi)蒸發(fā)段平均溫度能夠平穩(wěn)波動，但在脈動熱管的啟動過程中，蒸發(fā)段B的平均溫度出現(xiàn)飛升式突變，在無量綱熱差為0.50時，HFE-7100工質(zhì)啟動溫度超過140 ℃。隨著無量綱熱差的增大，相同運行時間內(nèi)脈動熱管的蒸發(fā)段平均溫度小幅度上升。對比蒸發(fā)段A、B平均溫度發(fā)現(xiàn)，無量綱熱差由0.33增加至0.56的過程中，A、B兩蒸發(fā)段溫差的波動分別為0.24、0.08、0.14和0.19 ℃，溫差變化幅度較小，且A、B兩蒸發(fā)段溫度較為接近。

當脈動熱管充入充液率為70%的HFE-7100工質(zhì)時，隨著無量綱熱差的增加，脈動熱管蒸發(fā)段的平均溫度能夠平穩(wěn)波動。從圖8（b）中可以看出，當無量綱熱差從0.33增加到0.43的過程中，運行區(qū)間內(nèi)的整體蒸發(fā)段平均溫度均出現(xiàn)了小幅度下降，蒸發(fā)段溫度波動幅度更平穩(wěn)，在無量綱熱差的值大于0.43后，蒸發(fā)段平均溫度又小幅度上升。對比乙醇工質(zhì)，在無量綱熱差達到0.43時，HFE-7100工質(zhì)也出現(xiàn)了相同的實驗結(jié)果。

圖8　非均勻熱流密度下填充HFE-7100工質(zhì)的脈動熱管蒸發(fā)段平均溫度及內(nèi)部壓力隨時間的變化

這說明當脈動熱管傾角為90°，且內(nèi)部工質(zhì)的充液率為70%時，存在一個無量綱熱差臨界值。在非均勻加熱條件下無量綱熱差值大于該值時，高熱流密度一側(cè)的工質(zhì)在管內(nèi)中流動有足夠的驅(qū)動力克服管內(nèi)阻力，包括管內(nèi)的流動阻力和低熱流密度側(cè)工質(zhì)移動滯后所產(chǎn)生的阻力，使得在管內(nèi)兩加熱端的工質(zhì)能較快打破平衡，促使管內(nèi)工質(zhì)形成定向流動，減少工質(zhì)在管內(nèi)的停滯現(xiàn)象。

在非均勻熱流密度條件下，相比于乙醇工質(zhì)，HFE-7100工質(zhì)在50%充液率下的蒸發(fā)段溫度也能表現(xiàn)得更穩(wěn)定。這是由于HFE-7100工質(zhì)較低的汽化潛熱增加了它在低功率下氣泡生成的速率，使得低功率側(cè)在較短時間內(nèi)也能夠生成足夠的氣塞，然后跟隨高功率一側(cè)的工質(zhì)在管內(nèi)形成循環(huán)。HFE-7100工質(zhì)的低潛熱值也導致蒸發(fā)段啟動溫度突升現(xiàn)象，如圖8所示。這是由于加熱后高熱流密度側(cè)首先快速生成氣塞，若該氣塞未能及時推動低熱流密度側(cè)工質(zhì)形成循環(huán)流動，則會發(fā)生大量氣塞沖擊壁面溫度測點，使得啟動溫度上升。并且由于HFE-7100的表面張力和黏度小，管內(nèi)流動阻力低，當循環(huán)流動發(fā)生后，便能夠穩(wěn)定進行，而乙醇工質(zhì)流動阻力大，運行時會出現(xiàn)明顯的停滯現(xiàn)象，導致加熱段溫度波動明顯。

3　結(jié)論

（1）均勻熱流密度條件下，相比于乙醇工質(zhì)，HFE-7100工質(zhì)具有較低的表面張力和汽化潛熱值，在低加熱功率下運行表現(xiàn)出更低的傳熱熱阻，蒸發(fā)段溫度更平穩(wěn)的波動。同時由于HFE-7100的（d/d）sat值過高，導致其在高加熱功率下壓力脈動劇烈。

（2）非均勻熱流密度條件時，彎頭不對稱熱差產(chǎn)生的熱驅(qū)動力使管內(nèi)工質(zhì)循環(huán)狀態(tài)得到改善，其中70%充液率下的乙醇工質(zhì)相比于均勻熱流密度條件下，運行熱阻降低更明顯；50%充液率下的兩種工質(zhì)在運行時均出現(xiàn)蒸發(fā)段高溫現(xiàn)象，在無量綱熱差為0.50時，乙醇工質(zhì)運行時最高溫度超過120 ℃，HFE-7100工質(zhì)啟動溫度超過140 ℃。

（3）非均勻熱流密度的無量綱熱差值對脈動熱管內(nèi)部循環(huán)有一定影響，對于70%充液率的脈動熱管裝置，當無量綱熱差大于0.33后，管內(nèi)不同熱流密度側(cè)氣液相工質(zhì)能夠較快打破平衡，使得高熱流密度側(cè)蒸發(fā)段溫度降低，溫度波動更加平穩(wěn)。

［1］ YU M M ，WU H Y，QUAN X J，et al．Injection flow during the convective condensation in silicon microchannels［J］．Journal of Engineering Thermophysics，2007，28（2）：292-294.

［2］ SHEMBEY M S，CHOW L C，PAIS M R，et al．High heat flux spray cooling of electronics［C］∥Proceedings of AIP Conference Proceedings．Melville：AIP Publishing，1995：903-909.

［3］ MAYDANIK Y F. Loop heat pipes［J］．Applied Thermal Engineering，2005，25（5）：635-657.

［4］ DANG C，JIA L，LU Q. Investigation on thermal design of a rack with the pulsating heat pipe for cooling CPUs［J］．Applied Thermal Engineering，2017，110：390-398.

［5］ LU Q，JIA L．Experimental study on rack cooling system based on a pulsating heat pipe［J］．Journal of Thermal Science，2016，25（1）：60-67.

［6］ 凌云志．基于相變材料/脈動熱管耦合模塊的數(shù)據(jù)中心熱管理研究［D］．南京：東南大學，2019.

［7］ 商福民，董宜放，范是龍，等．下冷式脈動熱管太陽能集熱器傳熱性能實驗研究［J］．熱能動力工程，2020，35（3）：214-219.

SHANG Fu-min，DONG Yi-fang，F(xiàn)AN Shi-long，et al。Experimental study on heat transfer performance of bottom-cooling PHP in solar collector［J］．Journal of Engineering for the Thermal Energy，2020，35（3）：214-219.

［8］ NGUYEN K B，YOON S H，CHOI J H．Effect of working-fluid filling ratio and cooling-water flow rate on the performance of solar collector with closed-loop oscillating heat pipe［J］．Journal of Mechanical Science and Technology，2012，26（1）：251-258.

［9］ 李注江．熱管技術(shù)在煤礦工作面冷卻水回收方面的研究［D］．邯鄲：河北工程大學，2014.

［10］ MAMELI M，ARANEO L，F(xiàn)ILIPPESCHI S，et al. Thermal response of a closed loop pulsating heat pipe under a varying gravity force［J］．International Journal of Thermal Sciences，2014，80：11-22.

［11］ SUN C H，TSENG C Y，YANG K S，et al．Investigation of the evacuation pressure on the performance of pulsating heat pipe［J］．International Communications in Heat and Mass Transfer，2017，85：23-28.

［12］ CHEN X，LIN Y，SHAO S．Influences of inclination angle and heating power on heat transfer performance of ethane pulsating heat pipe［J］．CIESC Journal，2019，70（4）：1383-1389.

［13］ SAKULCHANGSATJATAI P，TERDTOON P，WONGRATANAPHISAN T，et al．Operation modeling of closed-end and closed-loop oscillating heat pipes at normal operating condition［J］．Applied Thermal Engineering，2004，24（7）：995-1008.

［14］ KWON G H，KIM S J. Experimental investigation on the thermal performance of a micro pulsating heat pipe with a dual-diameter channel［J］．International Journal of Heat & Mass Transfer，2015，89：817-828.

［15］ YANG H，KHANDEKAR S，GROLL M. Operational limit of closed loop pulsating heat pipes［J］．Applied Thermal Engineering，2008，28（1）：49-59.

［16］ BHUIYAN M H U，SAIDUR R，MOSTAFIZUR R M，et al. Experimental investigation on surface tension of metal oxide-water nanofluids［J］．International Communications in Heat and Mass Transfer，2015，65：82-88.

［17］ ALY W I A．Numerical study on turbulent heat transfer and pressure drop of nanofluid in coiled tube-in-tube heat exchangers［J］．Energy Conversion and Management，2014，79：304-316.

［18］ XING M，YU J，WANG R. Performance of a vertical closed pulsating heat pipe with hydroxylated MWNTs nanofluid［J］．International Journal of Heat and Mass Transfer，2017，112：81-88.

［19］ 張超，徐榮吉，陳靜妍，等．非共沸不互溶混合工質(zhì)脈動熱管啟動特性分析［J］．化工進展，2019，38（12）：5279-5286.

ZHANG Chao，XU Rongji，CHEN Jingyan，et al. Analysis of start-up characteristics of pulsating heat pipe with zeotropic immiscible mixtures［J］．Chemical Industry And Engineering Progress，2019，38（12）：5279-5286.

［20］ WANG J，WANG Z，LI M. Thermal performance of pulsating heat pipes with different heating patterns ［J］．Applied Thermal Engineering，2014，64（1/2）：209-212.

Analysis of Operation Characteristics of Pulsating Heat Pipe Under the Condition of Non-uniform Heat Flux

ZHANG Dong1，2HOU Hongyi2，3LI Qingliang4WU Jianghao1，2XU Baorui1，2AN Zhoujian1WANG Linjun2，3

（1.School of Energy and Power Engineering， Lanzhou University of Technology，Lanzhou 730050，Gansu，China；2.Gansu Key Laboratory of Biomass and Solar Complementary Energy Supply System，Lanzhou 730050，Gansu，China；3.School of Mechanical and Electronical Engineering，Lanzhou University of Technology，Lanzhou 730050，Gansu，China；4.Tiandi Shanghai Excavating Equipment Technology Co.，Ltd.，Shanghai 200030，China）

To further explore the influence of different operating parameters on the heat transfer characteristics of pulsating heat pipe under the condition of non-uniform heat flux and broaden the application scenarios of pulsating heat pipe, this study constructed an experimental platform of pulsating heat pipe with non-uniform heat flux. The platform consists of pulsating heat pipe module, heating module, cooling water circulation module, data measurement and acquisition module, and filling and vacuum working medium module. In order to ensure the reliability of the experimental results, the stability test was carried out. Under the conditions of 50% and 70% liquid filling rate, the performance of heat transfer, evaporation temperature and internal pressure fluctuation characteristics were studied by using ethanol and HFE-7100 as the working mediums and varying the heating power from 40W to 140 W and the dimensionless heat difference from 0 to 0.56. The results show that the HFE-7100 has lower operating thermal resistance at low heating power under uniform heat flux. With the increase of heating power, the thermal resistances of the two kinds of working fluid gradually get close to each other at 50% and 70% filling rate. Alone with the raise of dimensionless heat difference, the operating thermal resistance of the pulsating heat pipe under non-uniform heat flux is lower or close to the uniform heat flux. And the evaporation temperature of the pulsating heat pipe with high liquid filling rate has better stability during start-up and operation. There exists a critical value of dimensionless heat difference (0.33) for pulsating heat pipe under 70% liquid filling rate of non-uniform heat flux. When the value exceeds 0.33, the vapor-liquid working fluid at different heat flux sides can break the equilibrium rapidly, thus improving the circulating flow state and reducing the operating thermal resistance. When the ethanol working medium is heated with a uniform heat flux density, there are a large number of long liquid plugs in the tube under the high liquid filling rate, which is prone to the phenomenon of working medium flow stagnation. When the non-uniform heat flux density is heated, due to the high heat flux density side in the heating section of the device, the moving direction of the working fluid in the pipe of different elbows is consistent, reducing the stagnation and reversal in the internal fluid flow process, so as to improve the heat transfer performance of the pulsating heat pipe device within a certain dimensionless range.

pulsating heat pipe；heat transfer；dimensionless thermal difference；liquid filling rate；gas-liquid flow；gasification

Supported by the National Natural Science Foundation of China （51806093） and the Natural Science Foundation of Gansu Province （20JR10RA193）

TK172.4

1000-565X（2022）07-0126-10

10.12141/j.issn.1000-565X.210548

2021-08-25

國家自然科學基金資助項目（51806093）；甘肅省自然科學基金資助項目（20JR10RA193）；甘肅省教育廳青年博士基金資助項目（2021QB-046）；甘肅省教育廳產(chǎn)業(yè)支撐計劃項目（2021CYZC-27）；蘭州理工大學紅柳優(yōu)秀青年教師支持計劃項目（201809）

張東（1985-），男，博士，副教授，主要從事可再生能源利用及熱管高效傳熱研究。E-mail： zhdlgn@126.com