两相闭式热虹吸管启动性能试验研究

■ 焦青太 冯伟杰 王春景 陶汉中

一 引言

两相闭式热虹吸管(以下简称热管)是一种简单且高效的传热元件。在实际应用中，热管呈现大长径比特征。在大热流密度工况下，如果启动时间过长，热管蒸发段表面温度升高甚至可以超过设计值，即使其在稳态下可以正常和稳定的工作。

启动是指热管从初始状态(一般为环境温度)变化到稳定运行状态的过程，存在两种启动滞后现象：(1)热管从蒸发段到冷凝段轴向温度传递速度很慢，尤其体现在热管冷凝端的表面温度；(2)部分蒸发段温度高于其他轴向位置，局部温度梯度升高。

有很多关于热管稳态运行性能的研究，但关于热管启动性能的研究相当有限，D. Ge 等研究了以R-11为工作介质的回路热管，结果显示：当初始稳态低于50℃，至少需要16 ℃～17 ℃的温差才可以启动热管，且在稳定运行后仅有4℃的温差。H. Li对分别以水、R-11、 R-12为工作介质的两相闭式热虹吸管进行了试验研究，找出其分别的最小启动温差。K. S. Ong 等和H. Li 等认为启动的滞后是由于过大的加热梯度引起了沸腾极限。

本文对大长径比的两相闭式热虹吸管进行了启动试验研究以确定启动特征参数，分析启动滞后现象以及热管启动过程中的温度变化。

二 检测设备和程序

检测设备见图1，热管的蒸发段采用循环水加热，入口温度为70℃±1℃，进出口温差控制在1.5℃以内，以确保蒸发段满足第一类边界的等温条件。进出口水温均采用高精度水银温度计测量(±0.01℃)。

热管温度采用0.2mm外径的K型热电偶(镍铬－镍硅）测量，布置方式如图1所示。初始状态时，18组热电偶的最大温差小于1℃，测量结果采用带自动温度补偿的HP34970A数据记录仪记录。

表1 试验用热虹吸管的充液量（g）

检测的29根试验热管均为：长1800mm，外径10mm，壁厚0.7mm，管壳选用无氧铜，工作介质为纯水，管材需要经过除气、去油处理以确保热管质量。

热管蒸发段长度为550mm，上部1250mm的冷凝段在30℃室内温度下自然对流冷却。

试验用热管的充液量如表1所示，在13#和25#热管的蒸发段内壁面，作为表面强化，分别放置了10cm和50cm 的250目不锈钢丝网。在13#热管内，丝网完全浸润在工作介质内；而25#热管，在热管工作前丝网超过工作介质的高度。在16#热管内放置了5颗瓷珠，在27#热管内放置了2 g(大约200～300颗)瓷珠。

检测过程中，热管从30℃的室内温度被迅速放入循环热水，且不接触循环器底部。

三 结果和讨论

不同充液量、初始状态和内部结构的热管，在启动过程中存在不同情况。充液量对于热管的启动参数和轴向温度分布有显著影响。

对于充液量为2.14ml的6#热管，启动性能在所有试验热管中表现最好，没有热管启动滞后和蒸干现象，启动时间少于35s，在整个启动过程中没有噪音和温度波动。

当充液量少于2.14ml(例如7#、14#、21#)，虽然启动时间少于35s，冷凝段等温也很快，但当热管稳定工作时，蒸发段端盖附近的温度T1高于T2和T3。如图 2 所示(7#热管)，因为工作液体的缺失，存在一个温差波动，该点干涸了。

随着热管充液量的增加，发生了启动滞后现象，图 3 为充液量2.66ml的22#热管的启动曲线。

热管冷凝段末端达到稳定状态的时间超过120s，冷凝段全段温差在启动过程中的前15s比较小，冷凝端温度(T7～ T18)线性上升到45℃，但在随后超过100s的时间里，温度上升缓慢，温度时间关系呈现凸曲线。

随着热管充液量的进一步增加，启动时间增加不多。当充液量超过10ml ，启动滞后类型的温度时间曲线变为凹曲线。

一支大充液量的热管(2#)被长时间静置后的启动曲线如图 4所示。

在热管启动过程中，40s时热管发出两次响亮的震荡撞击声，随后热管冷凝段温度快速上升，撞击是由于液态工作介质被携带到冷凝段端盖，并撞击端盖。气泡在液池深部产生，并逐渐长大，当气泡的直径达到内壁，在气泡上方的液态工作介质被从蒸发段底部液池分割出来，由于气泡上方液态的冲刷效应，薄膜蒸发使得气泡快速长大。受到限制的蒸汽泡推动一段液柱到达冷凝段端盖，并发生撞击。在液柱上升过程中，蒸发段内壁面也同时被润湿，在气化核心的蒸汽快速增长，很多蒸汽到达冷凝段散失热量，导致冷凝段温度快速增长。

图 5 为在液池内另一种类型的气泡生成导致冷端段温度波动，就像一支残有不凝性气体热管的启动过程。但这种启动过程与带有不凝性气体热管的区别在于在稳态时冷凝端的等温特性。

这种现象是因为被受迫蒸汽气泡抬升的液柱太小而不足以润湿全部热管内壁面，气泡在一些局部破裂并释放出蒸汽。气泡生成和破裂引起冷凝段温度上升，而在启动过程中，不稳定的蒸汽流动又引起冷端段的温度波动。然而，对于含有不凝性气体的热管，其冷凝段的温度波动完全是由于不确定的扩散和对流过程。

对于在启动过程中强化方式的影响，本文对2种热管做了4次测试。第一种类型是250目单层不锈钢丝网，长度分别为10cm和50cm，丝网主要是通过强化传热表面而非作为吸液芯提供毛细泵抽力。对于两个高度的强化方式，启动性能都表现优异。对于50cm高的丝网，其超过了液池的高度，相变传热的面积扩大了，这是因为丝网吸收了液态工作介质而使得液池高度上升所致。初始相变换热增加的面积加速了蒸汽的生成，以及热管的气液平衡，热管启动性能得到了改善。

对于高度为10cm、全部浸润在液池中的丝网，相变传热的面积没有扩大，然而蒸发段的内表面增大了，为沸腾传热提供了强化作用。在小的过热情况下，有很多气泡在强化表面生成，相变传热类型从主要是蒸发转变为蒸发和沸腾传热的复合，实际的相变传热面积增加，启动过程变得迅速而平稳。

对于在热管内放置瓷珠的强化启动性能方法，本文做了两例测试，分别为5颗瓷珠和2 g 瓷珠(大约200～300颗)两种情况。5颗瓷珠的存在对于启动性能没有影响，启动滞后现象同样发生在有5颗瓷珠的热管中；对于放置2 g瓷珠的热管，启动滞后现象同样一遍遍的出现在启动试验的检测中，并且，带有2g 瓷珠的热管在两天检测之后甚至已经无法工作。

从以上现象中可以看出：低热导率工作介质对于密度大于水的多孔瓷珠，在液池发生非均匀沸腾，对于内壁面和液池的强化传热影响有限，一些被忽视的影响甚至使热管失效，有大量的空气存在瓷珠中间，想用水或者蒸汽来取代它是很困难的，所以一定数量瓷珠的使用会缩短热管的寿命。

四 结论

针对铜水两相闭式热虹吸管垂直方向的启动性能试验的主要结论如下：

1.相较那些测试前静置很长时间的热管，通过反转或者抖动启动时间会变短。

2.在小充液量情况下，存在一个小范围的充液量可以确保热管快速启动。

3.对于大充液量的热管出现启动滞后现象，且启动滞后的类型多样。

4.在热管蒸发段内壁面布置丝网可以加速热管启动过程，在热管内加入瓷珠对于热管启动性能的提高没有帮助。