劉思遠，謝永奇，*，蘇健，張紅星，李國廣

1．北京航空航天大學 航空科學與工程學院，北京 100191

2．北京航空航天大學 人機功效與環(huán)境控制國防重點學科實驗室，北京 100191

3．北京空間飛行器總體設(shè)計部，北京 100094

隨著飛行器性能的不斷提高，機載電子設(shè)備的功耗及熱流密度越來越大，體積越來越小。這導致傳統(tǒng)的空氣冷卻和液體冷卻技術(shù)難以滿足如此嚴酷的散熱需求，亟需開發(fā)高效緊湊的相變冷卻技術(shù)［1］。環(huán)路熱管（Loop Heat Pipe， LHP）利用蒸發(fā)器內(nèi)毛細芯產(chǎn)生的毛細力驅(qū)動工質(zhì)循環(huán)，通過工質(zhì)蒸發(fā)和冷凝時的相變潛熱完成熱量傳輸，具有傳輸熱量大、輸送距離遠、傳熱效率高、無需額外動力、安裝靈活等諸多優(yōu)點［2-5］，在機載設(shè)備熱管理領(lǐng)域引起了廣泛關(guān)注［6-7］。

飛行器在起飛、機動以及著陸過程中要承受大小和方向不同的過載加速度。過去戰(zhàn)斗機上設(shè)備的加速度環(huán)境實驗常取5g（g=9.80 m/s2）。但隨著21 世紀航空航天技術(shù)的不斷進步，飛行器正朝著高速、高機動性方向發(fā)展，其上電子設(shè)備所承受的過載加速度值可達10g，甚至更高。當LHP 在飛行器上工作時，不可避免地會受到過載加速度環(huán)境的影響。在這種復雜環(huán)境下，加速度效應(yīng)會造成LHP 內(nèi)工質(zhì)氣液分布、回路壓力以及氣液兩相流動和傳熱性能的改變，引起LHP 無法正常工作而導致電子設(shè)備因過熱而損壞［8］。

近十幾年來，國內(nèi)外學者對LHP 在結(jié)構(gòu)優(yōu)化［9-10］、穩(wěn)態(tài)工作性能［11-12］、啟動性能［13］、理論模型［14］以及可視化［15］等方面開展了廣泛研究，并取得了大量研究成果。然而，上述工作主要針對航天器熱控制領(lǐng)域和重力環(huán)境中的電子設(shè)備散熱問題展開，對于過載加速度環(huán)境中的理論和實驗研究相對較少，只有少量幾篇文獻公開報道。Ku 等［16-17］基于所搭建的加速度模擬實驗臺，研究了不同加速度大?。?.17g～4.7g）、方向、頻率及熱載荷等對單儲液器LHP 工作性能的影響，發(fā)現(xiàn)了LHP 溫度超調(diào)和溫度遲滯等現(xiàn)象。Fleming 等［18］對一套鈦-水單儲液器LHP 在加速度環(huán)境（≤10g）中的工作性能開展了實驗研究，發(fā)現(xiàn)在儲液器上施加一定的熱載荷能有效提高蒸發(fā)器的傳熱效率，而工質(zhì)會在某些工況下出現(xiàn)回流現(xiàn)象。Yerkes 等［19］實驗研究了周期性加速度對一套鈦-水單儲液器LHP 工作性能的影響，結(jié)果表明，加速度可能造成LHP 出現(xiàn)明顯的溫度振蕩，甚至迅速超溫。國內(nèi)謝永奇團隊［20-23］通過實驗研究了一套氨工質(zhì)雙儲液器環(huán)路熱管（Dual Compensation Chamber Loop Heat Pipe， DCCLHP）在加速度環(huán)境中的啟動和穩(wěn)態(tài)工作性能，獲得了不同加速度大小和方向、熱載荷等條件下DCCLHP 的工作性能，驗證了DCCLHP 的抗過載能力。

綜上所述，現(xiàn)有過載加速度環(huán)境中LHP 工作性能研究主要借助于實驗手段展開，運用相關(guān)流動和傳熱理論對實驗現(xiàn)象給予解釋，缺乏深入細致的理論計算與分析，特別是針對過載加速度環(huán)境中DCCLHP 運行機理的研究還很不充分。本文主要針對2 套具有不同液體管線和蒸氣管線結(jié)構(gòu)尺寸的DCCLHP，結(jié)合回路內(nèi)工質(zhì)受力分析，建立了加速度環(huán)境中DCCLHP 回路流動阻力預測模型，理論計算了不同工況下環(huán)路熱管回路總流阻和加速度引起的流阻，同時分析了流阻變化對DCCLHP 工作溫度的影響機制。開展了過載加速度環(huán)境中DCCLHP 工作性能的對比實驗，分析了不同加速度大小、熱載荷、熱管結(jié)構(gòu)形式對DCCLHP 工作性能的影響規(guī)律以及作用機理，以期為機載電子設(shè)備冷卻用DCCLHP 的設(shè)計提供科學依據(jù)。

1 實驗裝置

1.1 實驗系統(tǒng)

2 套不銹鋼-氨DCCLHP 實驗件由中國空間技術(shù)研究院研發(fā)。為了進行對比實驗，2 套實驗件具有不同的液體管線和蒸氣管線結(jié)構(gòu)尺寸，其他部件結(jié)構(gòu)尺寸均相同，因此最大毛細力和冷卻能力均一致。實驗件詳細結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1，其中液體管線較長的簡記為DCCLHP-1，蒸氣管線較長的簡記為DCCLHP-2。

表1 DCCLHP 結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure of DCCLHPs

圖1 給出了2 套DCCLHP 的蒸發(fā)器和儲液器內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意。冷凝管線釬焊在薄銅板內(nèi)，銅板再固定在鋁冷板上。采用外部循環(huán)水控制冷板溫度以實現(xiàn)恒溫熱沉。毛細芯采用鎳粉燒結(jié)制成，實物如圖2 所示。

圖1 DCCLHP 蒸發(fā)器與儲液器結(jié)構(gòu)剖面圖Fig. 1 Structure schematic of evaporator and compensation chambers of DCCLHP

圖2 毛細芯實物圖Fig. 2 Physical map of wick

所搭建的加速度環(huán)境中環(huán)路熱管工作性能實驗臺如圖3 所示，包括恒溫水循環(huán)系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集與控制系統(tǒng)以及加速度模擬系統(tǒng)。其中，恒溫水循環(huán)系統(tǒng)由恒溫水箱、磁力泵、質(zhì)量流量計、調(diào)節(jié)閥、板式換熱器和冷板等組成，可為DCCLHP提供冷源；數(shù)據(jù)采集與控制系統(tǒng)由直流電源、電加熱膜、安捷倫數(shù)據(jù)采集儀、Pt100 溫度傳感器以及計算機等組成，可對DCCLHP 進行加熱、溫度采集和記錄；加速度模擬系統(tǒng)由Y53100-3/ZF 型離心機、變頻器以及計算機控制柜組成，可用于模擬實驗所需要的加速度環(huán)境。

圖3 實驗系統(tǒng)原理圖Fig. 3 Schematic of experimental system

1.2 實驗方案及誤差分析

實驗工況見表2。加速度最高限值根據(jù)GJB 150.15A—2009 規(guī)定選取7g，熱載荷最大值由被冷卻電子設(shè)備的最大發(fā)熱功率確定。依據(jù)所提供的冷源溫度，確定了冷卻水進口溫度為19～21 ℃。實驗中加速度與熱載荷同步施加。

表2 實驗工況選取Table 2 Selection of experimental conditions

在 實 驗中，DCCLHP-1 和DCCLHP-2 均 布置了14 個測點，如圖4 所示，分別用于測量蒸發(fā)器、儲液器-1、儲液器-2、蒸氣管線、冷凝管線和液體管線壁面溫度。由于環(huán)路熱管管壁厚度很薄，將所測得的管壁溫度近似作為內(nèi)部工質(zhì)溫度。為考查DCCLHP 的抗過載能力，所選取的加速度方向與蒸發(fā)器軸線垂直且由蒸發(fā)器指向冷凝器，如圖4 中箭頭所指方向，其中a代表加速度。實驗件水平放置在離心機轉(zhuǎn)臂上。

圖4 2 套DCCLHP 加速度方向和溫度測點布置示意圖Fig. 4 Schematic of acceleration direction of DCCLHPs and position of temperature measurement points

不確定度分析［24］結(jié)果表明，對于直接測量量，溫度最大不確定度為2.53%，電流和電壓的最大不確定度分別為1.45%和0.34%。對于間接測量量，熱載荷的最大不確定度為1.49%，熱導的最大不確定度為6.33%。此外，實驗前進行了多組重復性實驗，可基本排除偶然誤差帶來的影響。

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 地面重力環(huán)境

圖5 給出了實驗測得的地面重力環(huán)境中2 套DCCLHP 在不同熱載荷時的穩(wěn)態(tài)工作溫度（即蒸發(fā)器溫度）?？梢钥闯?，DCCLHP-1 除了在100 W時超溫以外，其他工況下均能達到穩(wěn)態(tài)，最高和最低溫度分別出現(xiàn)在300 W（34.2 ℃）和200 W（30.6 ℃）。而DCCLHP-2 在所有實驗工況下均可以穩(wěn)定工作，最高和最低溫度分別出現(xiàn)在300 W（43.3 ℃）和200 W（35.7 ℃）。這為后續(xù)加速度條件下性能對比實驗奠定了基礎(chǔ)。在相同熱載荷條件下，DCCLHP-1 工作溫度要低于DCCLHP-2，且熱載荷越大，溫度差越大，其原因?qū)⒃?.2.1 節(jié)進行說明。

圖5 重力環(huán)境中2 套DCCLHP 實驗工作溫度變化Fig. 5 Experimental operating temperatures of two DCCLHPs under gravity field

此外，2 套DCCLHP 工作溫度隨熱載荷的變化曲線均呈“V”型趨勢。這與系統(tǒng)的自我調(diào)節(jié)機制有關(guān)，熱載荷較小時，如100～200 W，冷凝器中兩相換熱區(qū)較短，利用率較低，而此時系統(tǒng)流量較小，故回流液體工質(zhì)過冷量小。根據(jù)儲液器能量平衡式（1）可知，較小的過冷量難以抵消蒸發(fā)器向儲液器的漏熱量，系統(tǒng)工作溫度較高。隨著熱載荷的增加，工質(zhì)流量增大，冷凝兩相區(qū)長度增加，但冷凝器出口過冷液體的溫度仍基本不變，因此流量增大導致回流過冷量增加，可有效降低儲液器和液體干道的溫度，進而使工作溫度下降。如果熱載荷繼續(xù)增加，冷凝器出口溫度開始升高，盡管工質(zhì)流量增大，但在熱載荷增加至某個值時回流液體過冷量會達到最大值，如圖5中的200 W。此后回流液體過冷量逐漸減小，如200～300 W，此時冷凝兩相區(qū)已達到最長，冷凝器利用率達到最大。隨著熱載荷增加，系統(tǒng)工作溫度會升高。因此，工作溫度會呈現(xiàn)出“V”型。

式中：QHL為蒸發(fā)器向儲液器的漏熱量，W；QSC為回流工質(zhì)過冷量，即為負值，W；QCC-A表示儲液器向環(huán)境的散熱，W。

在本實驗中，重力環(huán)境中100～300 W 熱載荷下DCCLHP-2 蒸發(fā)器和冷凝器各個測點的溫度隨時間變化曲線如圖6 所示，清晰地表明了熱管工作溫度與冷凝器利用率之間的關(guān)系。隨著熱載荷的增加，冷凝器各個測點的溫度變化表明了冷凝器內(nèi)氣液界面位置的不同，也即是冷凝器內(nèi)氣液兩相區(qū)長度的變化。例如，在100 W 工況時，冷凝器-5～冷凝器-3 各個測點的溫度均先升高而后依次降低，這表明在環(huán)路熱管運行過程中，氣液界面依次回退至冷凝器-2 和冷凝器-3 之間的某個位置，冷凝器內(nèi)氣液兩相區(qū)的長度較短。當熱載荷增大至150 W 時，氣液界面已經(jīng)推進至冷凝器-3 和冷凝器-4 測點之間的某個位置。隨著熱載荷繼續(xù)增大至250 W 和300 W，氣液界面推進至冷凝器出口，冷凝器利用率達到最大。

圖6 不同熱載荷下DCCLHP-2 蒸發(fā)器和冷凝器測點溫度變化曲線Fig. 6 Temperature curves of evaporator and condenser measuring points of DCCLHP-2 under different heat loads

2.2 過載加速度環(huán)境

與地面重力環(huán)境相比，加速度環(huán)境中需考慮加速度大小和方向的影響。為此，本節(jié)在工質(zhì)受力分析的基礎(chǔ)上建立了回路流阻預測模型，結(jié)合實驗結(jié)果闡述了2 套DCCLHP 的工作性能及其工作機理。

2.2.1 受力分析與回路流阻預測模型

圖7 給出了逆加速度下DCCLHP 蒸發(fā)器與液體管線內(nèi)工質(zhì)受力分析圖（由于工質(zhì)液態(tài)時密度要遠高于氣態(tài)，因此蒸氣管線中氣態(tài)工質(zhì)所受加速度的影響可忽略不計）。

工質(zhì)通過液體引管進入蒸發(fā)器后，在dx微元上受力如圖7（a）所示，前后流體會對其產(chǎn)生壓力作用，分別為px和px+dx，其差值便是推動工質(zhì)向前流動的動力，同時流動時工質(zhì)還會受到毛細抽吸 力Δpcap，up和Δpcap，down，內(nèi)壁的摩擦力Δpf，up和Δpf，down，重力ΔpG，離心力Δpa以及壁面支持力ΔpN（單位均為Pa）。 在較大加速度時，由于離心力的作用，液體干道以及毛細芯內(nèi)液體工質(zhì)可能出現(xiàn)偏心，無法充分潤濕毛細芯，這會導致其與熱源接觸不充分，惡化換熱效果，嚴重時可能會局部燒干。在圖7（b）給出的液體管線中，工質(zhì)受到的離心力會阻礙其流回蒸發(fā)器，同時還會受到指向管壁的科里奧利力Δpc。

圖7 逆加速度環(huán)境中工質(zhì)受力分析圖Fig. 7 Force analysis diagram of working fluid under inverse acceleration field

DCCLHP 工作性能與流阻密切相關(guān)，其回路流動阻力預測模型通過下面的方法建立。

加速度環(huán)境中，DCCLHP 回路總流阻計算公式為

式中：等號右邊的各流阻分別來自蒸氣槽道、蒸氣管線、冷凝器兩相區(qū)、冷凝器單相區(qū)、液體管線、液體引管、毛細芯和加速度。

系統(tǒng)的總流阻ΔpTOTAL由毛細芯外徑表面處液體蒸發(fā)產(chǎn)生的毛細力來平衡。其中加速度產(chǎn)生的附加壓力為

式中：ρ為工質(zhì)密度，kg/m3；a為加速度，逆加速度為正值，m/s2；l為工質(zhì)流動長度，m。

在加速度環(huán)境中，回路流阻會受到加速度方向和大小影響。很明顯，逆加速度時總流阻與加速度大小成正相關(guān)。

DCCLHP 工質(zhì)質(zhì)量流量計算式為

式中：QEVA為DCCLHP 熱載荷，W；m為質(zhì)量流量，kg/s；h為蒸發(fā)潛熱，J/kg。

下面給出DCCLHP 各部件的單相或兩相壓降主要計算方法。

1）蒸氣/液體管線和冷凝器單相區(qū)等均視為光滑小管徑圓管，采用Darcy-Weisbach 公式［25］計算單相流阻：

式中：f為摩擦因子；u為工質(zhì)流速，m/s。

2） 冷凝器兩相區(qū)流阻包含摩擦流阻Δp2?f和加速流阻Δp2?α，前者基于分相流模型計算，即

式中：下角標l 表示液態(tài)工質(zhì)；x為質(zhì)量含氣率，且xin≈1，xout≈0；?l2為兩相乘子，可選擇廣泛應(yīng)用的Lockhart-Martinelli 方法［26-27］計算，即

式 中 ：X為 Martinelli 參數(shù) ，且X=)，下角標v表示氣態(tài)工質(zhì)；C為Chisholm 參數(shù)，取值與氣/液相流動狀態(tài)有關(guān)，C11=5，C21=10，C12=12，C22=20，下角標的2 個數(shù)字分別表示液體和氣體的流態(tài)，1 表示黏性流即層流狀態(tài)，2 代表湍流狀態(tài)。

兩相加速流阻計算式為

式中：q表示工質(zhì)質(zhì)量流速，kg/（m2·s）；α表示截面含氣率，考慮到一致性，采用Lockhart-Martinelli 關(guān)聯(lián)式［25］計算，即

3） 蒸氣槽道內(nèi)流阻按式（5）計算，而毛細芯內(nèi)流阻采用Darcy 定律計算，公式如下：

式中：LW為毛細芯長度；K為毛細芯滲透率；dW，O和dW，I分別為毛細芯外、內(nèi)徑。

2.2.2 流阻對DCCLHP 工作性能影響

基于建立的預測模型，圖8 給出了重力環(huán)境和加速度環(huán)境中2 套DCCLHP 系統(tǒng)回路總流阻理論計算結(jié)果。由式（4）可知，隨著熱載荷的增加，工質(zhì)質(zhì)量流量增大，故重力環(huán)境中系統(tǒng)總流阻不斷上升。當熱載荷分別為100、150、200、250、300 W 時，重力環(huán)境中DCCLHP-1 回 路總流 阻 分 別 為 1.5、3.0、4.8、6.5、8.4 kPa，DCCLHP-2回路總流阻分別為2.3、4.7、7.6、9.9、13.6 kPa。由于相同流量下，蒸氣流速遠高于液體，使得蒸氣管線內(nèi)流阻占比要遠大于液體管線，因此具有較長蒸氣管線的DCCLHP-2 內(nèi)部循環(huán)流阻要明顯高于DCCLHP-1，與理論計算結(jié)果相符。

圖8 逆加速度下2 套DCCLHP 回路流阻理論計算Fig. 8 Theoretical total pressure drop of two DCCLHPs under inverse acceleration

為了更好地解釋逆加速度環(huán)境中2 套DCCLHP 流阻與運行狀況的關(guān)系，圖9 給出了逆加速度環(huán)境中所有實驗工況下2 套DCCLHP 總流阻中的加速度影響占比。

結(jié)合圖8（a）和圖8（b），熱載荷上升，循環(huán)工質(zhì)質(zhì)量流量增大，導致回路流阻增加。然而式（3）表明，加速度引起的壓力變化與流量無關(guān)，故同一加速度下其額外增加的流阻并未有明顯變化。因此熱載荷增大時，加速度引起的阻力在DCCLHP 流阻中占比會降低，這與圖9 曲線變化趨勢一致。以DCCLHP-1 為例，7g時加速度影響占比最高，且隨著熱載荷增加，其占比由最高93%（100 W）下降到70%（300 W）。此外，同一熱載荷下，隨著加速度的增加，加速度的附加阻力增大，影響占比明顯升高。

圖9 逆加速度下2 套DCCLHP 總流阻中的加速度影響占比理論計算結(jié)果Fig. 9 Theoretical proportion of acceleration effect on total pressure drop of DCCLHPs under inverse acceleration

盡管重力環(huán)境中DCCLHP-1 回路流阻低于DCCLHP-2，但在逆加速度環(huán)境中，隨著加速度的增大，DCCLHP-1 的回路流阻逐漸高于DCCLHP-2，且加速度越大，回路流阻差值越大。如在250 W、不同逆加速度環(huán)境中，DCCLHP-1在1g、3g、5g、7g下 的 流 阻 分 別 為9.4、15.0、20.7、26.3 kPa，而DCCLHP-2 則為10.9、13.0、15.1、17.1 kPa。由圖9 可以看出，DCCLHP-1中逆加速度影響占比明顯高于DCCLHP-2，這主要是因為前者液體管線較長，加速度引起的液體管線的流阻更大，故占回路總流阻的比例更高。如200 W 時，1g、3g、5g、7g逆加速度環(huán)境中DCCLHP-1 的加速度影響占比分別為37%、64%、75%、81%，而DCCLHP-2 則降為12%、29%、41%、49%。

回路流阻較大時所需提供的毛細力更大。圖10 給出了大、小2 種毛細力下的彎月面形狀示意，當回路流阻較大時，彎月面半徑較小以提供大毛細力，維持工質(zhì)循環(huán)流動，而此時彎月面（即氣液兩相界面）距離蒸發(fā)器殼體較遠，換熱熱阻會有所升高。

圖10 彎月面形狀與毛細力大小的關(guān)系示意圖Fig. 10 Relationship between meniscus and capillary force

此外，流阻增大也會使得彎月面與儲液器內(nèi)氣液界面間的飽和壓差增加，而這兩處氣液界面間的熱力關(guān)系滿足Clausius-Clapeyron 方程，即式（11），這表明溫差也會增加，故蒸發(fā)器向儲液器的漏熱量增大。根據(jù)式（1）給出的儲液器能量平衡公式，這會導致儲液器溫度升高并達到新的熱平衡，系統(tǒng)中這部分熱量無法被散走，勢必會導致蒸發(fā)器溫度上升。因此，DCCLHP-2 在重力環(huán)境中工作溫度高于DCCLHP-1（見圖5），同時這也將導致逆加速度時DCCLHP 工作溫度高于重力環(huán)境。

式中：TCC、pCC、TM和pM分別為儲液器內(nèi)氣液界面和彎月面的飽和溫度與飽和壓力。

綜合受力分析和流阻計算可以看出：實驗條件下，逆加速度會增加DCCLHP 回路總流阻，導致蒸發(fā)器傳熱效果變差且漏熱增加，不利于系統(tǒng)工作。

2.2.3 工作性能對比

DCCLHP 具有良好的控溫特性，這主要是由改變冷凝器有效冷凝面積來實現(xiàn)的。不同工作條件下，冷凝器利用率不同，其工作溫度和熱導也會發(fā)生相應(yīng)變化，因此兩者可以反映出DCCLHP 的工作性能。

從傳熱學分析可知，DCCLHP 的熱導G可由式（12）計算：

式中：TEVA為蒸發(fā)器表面溫度，即工作溫度，K；TS為冷板進出口水的平均溫度，K。

圖11 給出了1g～7g和100～300 W 實驗條件下2 套DCCLHP 工作溫度測量結(jié)果?？梢钥闯?，在相同熱載荷下，隨著逆加速度的增加（包括重力環(huán)境），DCCLHP 工作溫度也升高。由2.2.1 節(jié)的機理分析可知，此時加速度對液體管線內(nèi)工質(zhì)回流產(chǎn)生了明顯的負面作用，回路流阻增加導致系統(tǒng)無法穩(wěn)定運行。此外，加速度還會使毛細芯內(nèi)工質(zhì)分布不均，增大芯內(nèi)含氣率，2 個不利因素疊加，導致蒸發(fā)器溫度上升。由圖11（a）可知，在相同熱載荷下，隨著逆加速度的增加，DCCLHP-1很容易發(fā)生超溫現(xiàn)象。根據(jù)圖8（a）的理論計算，熱載荷分別為100、150、200、250、300 W 時，7g條件下回路總流阻分別達到22.0、23.4、25.0、26.3、28.0 kPa，如此高的阻力導致系統(tǒng)均無法達到穩(wěn)態(tài)。

圖11 逆加速度下2 套DCCLHP 工作溫度變化Fig. 11 Operating temperature vs heat load of two DCCLHPs under inverse acceleration

對比圖11（a）和圖11（b）可知，重力以及1g和3g小逆加速度、250～300 W 大熱載荷時DCCLHP-2 工作溫度高于DCCLHP-1，如1g和300 W 工 況 下，DCCLHP-1 和DCCLHP-2 工 作溫度分別為37.1 ℃和43.7 ℃。而DCCLHP-2可以在除100 W 外的所有工況下達到穩(wěn)態(tài)。結(jié)合前述回路內(nèi)流阻理論分析結(jié)果，在較小逆加速度環(huán)境中，相對于DCCLHP-2，DCCLHP-1 回路總流阻小，如1g和300 W 工況下，DCCLHP-1 和DCCLHP-2 對應(yīng)回路總流阻分別為11.2 kPa 和14.6 kPa，故DCCLHP-1 漏熱小，工作溫度較低。而在較大逆加速度環(huán)境中，尤其是超過3g后，DCCLHP-1 回路總流阻顯著增大并超過DCCLHP-2，故其工作溫度也高于DCCLHP-2，且僅在5g和250 W 工況下能達到穩(wěn)態(tài)。相比之下，DCCLHP-2 表現(xiàn)出的抗較大過載的能力更突出。因此，如需提高環(huán)路熱管工作性能，可以通過縮短蒸氣管線長度（在較小逆加速度時）或縮短液體管線長度（在較大逆加速度時）實現(xiàn)。

圖12 給出了不同加速度方向和大小，以及熱載荷工況下2 套DCCLHP 熱導變化?？梢钥闯觯煌r下的熱導幾乎均呈現(xiàn)先快速增加后趨于穩(wěn)定的變化趨勢。基于前面對“V”型曲線的機理分析，熱導規(guī)律仍與冷凝器的利用率有關(guān)，熱導明顯增加時DCCLHP 工作在可變熱導區(qū)；當熱載荷較大時，熱導變化較小，DCCLHP 工作在固定熱導區(qū)［2］。

值得說明的是，固定熱導區(qū)并不代表熱導是固定不變的［28］。圖12 也顯示固定熱導區(qū)的熱導值并未完全保持不變。這是因為，熱載荷增加導致運行溫度升高，工質(zhì)物性參數(shù)發(fā)生變化，而熱載荷增加也會導致工質(zhì)流量增加，上述因素同時改變，使得工質(zhì)在熱端和冷端的傳熱熱阻均發(fā)生變化，系統(tǒng)總熱阻無法保持恒定。而系統(tǒng)熱導是熱阻的倒數(shù)，故系統(tǒng)熱導會呈現(xiàn)小幅度變化。此外，加速度效應(yīng)還有可能對蒸發(fā)器和冷凝器內(nèi)兩相過程產(chǎn)生影響，這涉及到復雜的兩相力熱耦合過程，可能是有利的，也可能是不利的。因此，造成固定熱導區(qū)內(nèi)環(huán)路熱管的熱導值增大或減小的原因可能是加速度效應(yīng)與工質(zhì)溫度變化耦合作用的結(jié)果。

圖12 逆加速度下2 套DCCLHP 熱導變化Fig. 12 Thermal conductance vs heat load of two DCCLHPs under inverse acceleration

此外，圖12（a）表明逆加速度的負面影響會使DCCLHP-1 熱導有所下降。250 W 條件下，重力環(huán)境中DCCLHP-1 熱導為20.75 W/K，1g、3g、5g時則分別降為18.80、14.01、9.84 W/K。3g及更大逆加速度時固定熱導區(qū)未能保持，分析原因可能是，由于DCCLHP-1 液體管線較長，大逆加速度效應(yīng)能顯著增大回路總流阻，導致回流液體過冷量無法平衡蒸發(fā)器向儲液器的漏熱，因此DCCLHP-1 很容易無法達到穩(wěn)態(tài)，在5g和7g時幾乎都不能運行至穩(wěn)定狀態(tài)，工作溫度超溫，不能采用固定熱導區(qū)的概念來描述。

DCCLHP-2 熱導變化較為規(guī)律，0～7g逆加速度范圍內(nèi)可變熱導區(qū)均為100～200 W 區(qū)間，固定熱導區(qū)則均為200～300 W，這表明其工作模式的臨界值并未因加速度的作用而發(fā)生明顯改變。導致這一現(xiàn)象的原因可能如下：根據(jù)DCCLHP-2各部分流阻的計算分析結(jié)果，在重力環(huán)境中液體管線的流阻很小，蒸氣管線和毛細芯的流阻較大，占回路總流阻的大部分。根據(jù)圖8（b）和圖9 可知，逆加速度環(huán)境中，由加速度引起的附加流阻相對于回路總流阻較小，DCCLHP-2 工作模式受加速度影響較小，與重力環(huán)境中類似。另外，由于DCCLHP-2 回路總流阻最大為17.1 kPa（對應(yīng)7g逆加速度、300 W 熱載荷工況），相對于毛細芯提供的最大毛細力（約30 kPa）仍較小，環(huán)路熱管工作模式仍然主要受毛細芯提供的毛細力控制，其可變熱導區(qū)和固定熱導區(qū)變化較小。結(jié)合圖12（b）和圖12（c）中的熱導變化曲線可以看出，不同加速度條件下DCCLHP-2 由可變熱導區(qū)轉(zhuǎn)變?yōu)楣潭釋^(qū)的臨界熱載荷為200 W左右。

3 結(jié) 論

針對2 套DCCLHP，實驗研究了不同加速度大小、熱載荷、熱管結(jié)構(gòu)形式下的穩(wěn)態(tài)工作性能，基于工質(zhì)受力分析建立了加速度環(huán)境中DCCLHP 系統(tǒng)流阻預測模型，分析了逆加速度環(huán)境中DCCLHP 的工作機理，主要結(jié)論如下：

1） 在重力環(huán)境中，隨熱載荷增加2 套DCCLHP 工作溫度的變化曲線均呈“V”型。相對于DCCLHP-1，DCCLHP-2 蒸氣管線較長，總流阻較大，工作溫度較高。

2）隨熱載荷增大，DCCLHP 總流阻增大，而加速度引起的附加阻力在總流阻中占比減小。相同熱載荷時，加速度越大，由其引起的附加阻力越大。DCCLHP-1 中加速度影響占比明顯高于DCCLHP-2。在7g和300 W 時DCCLHP-1回路總流阻達到最大28.0 kPa，加速度影響占比為70%。加速度引起的回路流阻增大會導致蒸發(fā)器向儲液器漏熱增大，工作溫度升高。

3）相對于DCCLHP-2，在加速度大于3g時DCCLHP-1 很難達到穩(wěn)態(tài)。隨著熱載荷增加，DCCLHP-2 熱導先增加后小幅變化；且不同加速度大小下，DCCLHP-2 可變熱導區(qū)和固定熱導區(qū)的臨界熱載荷均為200 W 左右?？偟膩砜?，在5g和7g、150～300 W 工況下，或者1g和3g、小熱載荷工況下，DCCLHP-2 工作性能要明顯優(yōu)于DCCLHP-1。

本文的研究成果可為機載電子設(shè)備冷卻用DCCLHP 的設(shè)計提供參考，如需提高環(huán)路熱管工作性能，可以通過縮短蒸氣管線長度（在較小逆加速度時）或縮短液體管線長度（在較大逆加速度時）實現(xiàn)。