平板形蒸发器环路热管的研究进展

熊康宁，吴伟，汪双凤

（1 华南理工大学化学与化工学院，广东 广州 510640；2 华南理工大学传热强化与过程节能教育部重点实验室，广东 广州 510640）

环路热管（loop heat pipe，LHP）是一种通过蒸发器内吸液芯产生的毛细力来驱动工作流体流动，利用工作流体的相变过程来传递热量的高效传热装置[1-2]。在1972 年俄罗斯的两位科学家Gerasimov 和Maydanik 发明并制造了世界上带一款环路热管，该环路热管长1.2m，工作液体为水，其传热量可以达到1kW[3]。环路热管最早是应用于航空航天领域的热控制当中，为了解决高功率航天器的散热问题。由于环路热管具有传热距离大、结构紧凑、散热能力强、反重力强、热平衡好、安装和布局方便等优点，现已广泛地应用于电子冷却[4-8]、电池热管理[9-12]、高功率发光二极管[13-15]、余热回收[16-17]、航空航天和军事装备[18-20]等领域中。

图1(a)是环路热管系统原理图。从图1(a)可以看出，环路热管主要由蒸发器、汽体管线、冷凝器、液体管线、储液室组成。其基本的工作原理是：具有多孔结构的吸液芯利用自身的毛细力吸收储液室中的工质，使吸液芯的孔结构中充满工质。当蒸发器壁面被加热时，热量会传递给吸液芯，吸液芯孔结构中的工质便会蒸发成饱和气体，并通过蒸汽槽道进入汽体管线到达冷凝器，同时带走热量。而在冷凝器中，饱和气体被冷凝成了液体，释放出潜热；冷凝的液体通过液体管线回流到储液室，并再次被吸液芯吸收。如此形成了一个工质的循环流动和热量传递过程[21]。图1(b)是环路热管运行过程的P-T图。通过对其进行热力学分析，可以更加深刻地了解环路热管系统在运行过程中各个部分温度和压力的变化。由图1(b)可以明显看出，环路热管的正常运行必须满足压力平衡条件，即吸液芯结构具有的毛细力必须大于等于环路热管的总压降损失。

图1 环路热管系统原理图及运行过程的P-T图

目前，国内外科研工作者对环路热管的研究可以分为两大类：实验研究和数学模型研究。本文先根据蒸发器的形状对环路热管进行了分类，然后总结和分析了近五年国内外关于平板形蒸发器环路热管在实验和数学模型方面的研究进展情况，同时结合自身的研究工作提出了平板形蒸发器环路热管未来的发展趋势。

1 环路热管的分类

环路热管的分类依据有很多种，可以根据其设计、大小、蒸发器的形状、蒸发器的设计、冷凝器的设计、蒸发器和冷凝器的数量、温度范围、操作温度的可控性进行划分[22]。本文根据蒸发器的形状，将环路热管分为圆柱形蒸发器环路热管和平板形蒸发器环路热管（如图2）。圆柱形蒸发器环路热管的优点是当热源与蒸发部位充分接触时，蒸发部位受热均匀，另外过冷液体与吸液芯的接触面较大，吸液芯能够得到充分的润湿。但用圆柱形蒸发器环路热管进行散热时，需要在蒸发器的外部安装马鞍形导热块，这增大了环路热管的尺寸。在一些散热空间比较狭窄的情况下，圆柱形蒸发器环路热管是不容易实现的。因此，科研工作者对其蒸发器结构进行了改进，设计出了平板形蒸发器环路热管。从图2 可以看出，与传统圆柱形环路热管相比，相同大小的平板形环路热管可以增大与发热器件的接触面积，吸液芯受热更均匀，能够更好发挥环路热管的传热能力；平板形蒸发器的温度梯度和工质流动的速度梯度夹角较小，从场协同角度看，平板形环路热管比传统圆柱形环路热管更有优势，尤其在高热流密度电子器件散热领域，平板形环路热管有着更大的潜力[21]。近年来，随着大功率半导体电子器件的迅速发展，平板形环路热管的优势逐渐显现出来。国内外科研工作者对平板形蒸发器环路热管的研究越来越多[23-29]。下文将对平板形蒸发器环路热管的实验和数学模型研究进行详细的综述。

图2 环路热管蒸发器

2 平板形蒸发器环路热管

目前，国内外的科研工作者对平板形蒸发器环路热管的传热性能进行了大量的实验研究[23-29]。其研究主要涉及吸液芯结构设计、工质选择、蒸发器优化等。本文将从这三个方面详细的综述平板形环路热管的实验研究情况。

2.1 吸液芯结构设计

环路热管蒸发器中的吸液芯结构是整个系统循环的重要动力来源及核心组成部分，是环路热管快速启动和稳定运行的关键。通常来说，高性能的吸液芯结构必须具有强的毛细力、高的渗透率、较低的热导率和较高的机械强度等优点[30]。为了寻求高性能的吸液芯，国内外科研工作者已经做了大量的努力。根据吸液芯的不同结构类型可将其分为烧结粉末吸液芯、烧结纤维吸液芯、金属丝网吸液芯、金属泡沫吸液芯、复合吸液芯和新型吸液芯。以下对这几种吸液芯结构的研究进行详细的综述。

2.1.1 烧结粉末吸液芯

烧结粉末吸液芯主要包括烧结金属粉末吸液芯和烧结非金属粉末吸液芯。相比于烧结非金属粉末吸液芯，烧结金属粉末吸液芯具有毛细力大、机械强度高、耐热性能好等优点[31-32]，是环路热管中最常用的吸液芯类型。Chernysheva等[33]用铜粉烧结出有效孔隙半径为27µm、孔隙率为46%的吸液芯，用于铜-水平板形环路热管。该环路热管的有效长度为400mm，最大热负荷为600W，最小热阻为0.02℃/W。Xu等[34]制备一种吸液芯为烧结铜粉的扁平蒸发器（直径56mm，总厚度30mm）铜-水环路热管。在充液量为10.0mL 时，该环路热管可以在不超过250s 的时间范围内稳定启动，在蒸发器壁温不超过90℃时，其最大热负荷可以达到120W。目前，对于烧结粉末吸液芯来说，虽然具有较大的毛细力，但吸液芯的孔隙率较小，渗透率比较低。当在高的热流密度下，热管容易出现“烧干”现象。为了获得具有较高毛细力和渗透率的吸液芯，一些科研工作者会在烧结的粉末中加入造孔剂。Zhang 等[35]用镍粉制备了双孔隙吸液芯，如图3 所示。将双孔隙烧结镍粉吸液芯用于不锈钢-氨平板形环路热管中。在控制加热面的温度低于70℃时，该环路热管的最大热负荷范围为180W，蒸发器的最小热阻为0.096℃/W。

图3 双孔隙烧结镍粉吸液芯

2.1.2 烧结纤维吸液芯

烧结纤维吸液芯是以纤维为原料烧结成形的一种多孔结构吸液芯，具有机械强度高、孔隙率和渗透率高等优点，但吸液芯的毛细力不高，热阻较大[32]。Odagiri 等[36]以不锈钢纤维为原料制备出烧结不锈钢纤维吸液芯并将其用于环路热管中，其吸液芯上开有84条宽度为0.3mm的蒸汽槽道（如图4）。测试结果表明：环路热管的最大传热量可以达到280W，最低热阻为0.064℃/W。由于碳纤维具有抗机械损坏能力强，与蒸发器匹配良好等优点，一些科研工作者将其作为平板形环路热管的吸液芯，并对此做了相应的研究。Liu 等[37]对碳纤维表面进行镀铜改性，使其成为一种具有优异毛细力的亲水性材料。图5是碳纤维镀铜改性后的微观形貌极其润湿性测试。从图中可以发现，改性后的碳纤维具有很强的亲水性。同时，铜镀层增加了其表面导热性，有利于蒸发器内工质的加热。然后研究了薄聚丙烯腈基碳纤维毡为多孔吸液芯结构的平板形环路热管的工作特性。结果表明，采用改性的碳纤维毡作为吸液芯的平板形环路热管可以成功启动，并在15～75W 范围内保持稳定的运行。该环路热管的总热阻范围为0.45～1.1℃/W。此外，刘飞龙[38]利用析晶沉淀法来控制碳纤维吸液芯的孔隙率和孔隙结构，从而改善了碳纤维吸液芯的毛细力，并提供了一种复合孔隙结构碳纤维吸液芯的制备方法，进一步提高了碳纤维吸液芯的整体性能和应用潜质。

图4 烧结不锈钢纤维

图5 碳纤维镀铜改性

2.1.3 金属丝网吸液芯

金属丝网吸液芯是将一定目数和层数的金属丝网通过固相烧结或点焊技术将其固定在蒸发器的内部所形成的一种吸液芯。吸液芯具有结构简单、价格低廉、加工方便、孔隙率高等优点，其缺点主要是毛细力低、层间热阻较大[32,39]。Zhou等[40-41]制备了一种蒸发器厚度仅有1.2mm的超薄平板环路热管，其吸液芯由10层500目的铜丝网烧结而成，其结构图如图6所示，吸液芯厚0.8mm，孔隙率为65.2%，其吸液芯上刻有10条宽度为1mm的蒸汽槽道。在自然对流条件下，此环路热管的有效散热量为12W，在强制风冷的条件下，此环路热管的最大散热量为25W，最低热阻为2℃/W。Zhou等[42]用多层400目铜网制备出总厚度为3mm，孔隙率为67.6%的丝网吸液芯，并将其用于平板形蒸发器铜-水环路热管。该环路热管可以有效移除的最大热负荷为550W。

图6 吸液芯结构图

2.1.4 金属泡沫吸液芯

由于金属泡沫加工技术成熟并已工业化，且具有孔隙率高、流动阻力小等优点，一些科研工作者将其用作环路热管的吸液芯结构。柳洋[43]采用压制金属泡沫镍制备吸液芯结构，并将其应用于一款蒸发器厚度为10mm的小型平板环路热管中。该环路热管在3.25W/cm2的热流密度下，金属泡沫镍吸液芯环路热管能够正常启动及运行，加热面壁温为118℃，环路热管整体热阻为4.83℃/W。Zhou 等[44]设计并制备了一种以多层金属泡沫为吸液芯结构的平板蒸发器环路热管。以乙醇为工质，研究了铜、镍两种不同材质的金属泡沫吸液芯对环路热管换热性能的影响。测试结果表明，与多层镍泡沫吸液芯相比，多层铜泡沫吸液芯具有较高的热导率和更小的孔径，在不同的热负荷下多层铜泡沫吸液芯结构的平板形环路热管表现出更好的性能。

2.1.5 复合吸液芯

前四种吸液芯结构各有特点，烧结纤维、金属丝网和金属泡沫吸液芯具有高孔隙率、高渗透率等特点，但这三种吸液芯的毛细力不高，热阻较大；烧结粉末吸液芯具有大的毛细力，但其渗透率较低。当在高热流密度下，有可能出现“烧干”现象。这种单一结构的吸液芯各有特点，为了获得性能优异的吸液芯结构，一些科研工作者提出复合吸液芯，将两种或两种以上的单一结构吸液芯充分组合起来，从而获得高性能的吸液芯结构[45]。Ling等[46]采用低温固相烧结技术制备了单层和复合层的新型多孔铜纤维烧结片（PCFSS）。随后，以PCFSS为吸液芯结构制备了一种新型平板蒸发器环路热管。与单孔PCFSS相比，复合PCFSS吸液芯结构环路热管的蒸发器壁温和热阻较低，其启动时间略有减少。复合孔隙率（70%+60%）的PCFSS 可获得最低的蒸发器壁温和最低的热阻。控制蒸发器温度保持低于100℃时，环路热管可以承受的最大热负荷为200W，热阻为0.047℃/W。Maydanik 等[47]制备了一种由双孔镍吸液主芯和低导热率的多孔副芯组成的复合吸液芯，并将吸液芯用于一种直径为40mm、厚度为18mm的平板盘形蒸发器环路热管。在水平方向上，该环路热管的最大热负荷可达到300W。田巍[48]在镍双孔烧结吸液芯烧结工艺的基础上提出了一种混合了金属丝网的超薄吸液芯的制作方法，成功制备了厚度仅为0.5mm左右的超薄吸液芯样品。该混合金属丝网的超薄吸液芯与常规厚度的烧结镍粉吸液芯的性能相近。但该复合吸液芯仅处于制备和性能研究阶段，还未用于环路热管中，对该吸液芯结构环路热管的性能有待进一步完善，这样才能更加准确客观地评估吸液芯的性能。Xu 等[49]提出了一种既能有效蒸发又具有高渗透性的双层复合铜芯，以消除高热负荷下吸液芯中的蒸汽陷阱。靠近储液室的输送层的厚度为2mm，面向蒸发区的蒸发层的厚度为3mm。经过优化的复合吸液芯，其粒径范围96～180µm 和48～96µm 分别是吸液芯中液体运输层和蒸发层的理想选择。该优化复合吸液芯的环路热管最大热负荷可以达到140W，其热阻仅为0.143℃/W。胡卓焕等[50]制备了一种总厚度为5mm 的复合双层吸液芯，该双层吸液芯是由不同颗粒直径的铜粉制成，大粒径（180～280µm） 铜层厚度为3mm，小粒径（56～71µm）铜层厚度为2mm 时环路热管的性能最优。此吸液芯结构的环路热管最大加热功率可达120W，对应的热阻为0.17℃/W。

2.1.6 新型吸液芯

近年来，一些科研工作者在寻找高性能的新型吸液芯方面做了大量的努力。Solomon 等[51]提出了一种基于生物碳的天然吸液芯结构，并将其用于平板形环路热管。吸液芯结构的碳材料是通过将Karuvelam 木材炭化而制得，具有强吸水能力和耐高温的能力，见图7。此环路热管蒸发器和冷凝器之间的温差较小，最大热负荷为250W，最低热阻为0.17℃/W。此研究中的生物炭天然吸液芯结构耐久性不高，较为复杂的吸液芯结构制备工艺难以实现，且工业化程度不高。Phan等[52]对亲水性聚四氟乙烯（PTFE）多孔膜制成吸液芯的平板形蒸发器环路热管进行了实验研究，吸液芯的孔径较小，但孔隙率和渗透率较高。该环路热管可在高达1000W 的热负荷下稳态运行，最小热阻为0.052℃/W。

图7 木炭吸液芯

2.2 工质选择

工质的热物理性质和充液率/量对环路热管的热性能有着重要的影响，科研工作者们的研究热点主要在新型工质的开发和充液率优化等方面。不同工质的热物理性质各不相同，对环路热管传热性能的影响也不一致，如沸点、比热容、汽化潜热、黏度、密度、饱和状态下压力随温度变化等。这些热物理性质直接影响着环路热管的运行状况与传热性能。工质的选择不仅考虑到热管的工作温度和高效的传热性能外，还要考虑到工质与管壁、吸液芯的兼容性。目前，常用的工质有蒸馏水/去离子水、氨、甲醇、乙醇、丙酮等。表1总结了这几种常用的工质在平板蒸发器环路热管中的应用情况。从表1中可以看出，在常见的工质中，蒸馏水/去离子水的应用范围最广，这是由于蒸馏水/去离子水具有传输热量高、无毒、价廉易得等优点。此外，一些科研工作者对不同工质在平板形蒸发器环路热管中的性能差异进行了对比。

表1 常见的工质在平板形蒸发器环路热管中的应用

刘志春等[54]研究了甲醇和丙酮为工质时对不锈钢丝网吸液芯平板形环路热管运行特性的影响。在相同工况条件下，以丙酮为工质的平板形环路热管温度波动较小，系统启动较快且蒸发器壁面温度较低，但其极限传热能力低于甲醇。蒋昊森[53]研究了乙醇、丙酮和乙醇丙酮体积比1∶1 的混合物为工质时对碳纤维毡吸液芯平板形蒸发器环路热管工作性能的影响。测试结果表明，乙醇工质的温度波动最剧烈，从30～160W的功率变化中连续出现了温度波动。丙酮工质在大功率下，温度波动更加明显，其周期更长，在功率降低阶段温度波动减弱。而混合工质在整个功率变化过程中都表现出良好的稳定性，相较于纯乙醇和纯丙酮工质，混合工质明显改善了乙醇工质环路热管的温度稳定性，也增加了丙酮工质的功率极限。Tharayil 等[55]实验分析了不同浓度石墨烯-水纳米流体（体积分数0.003%，0.006%和0.009%）的微型平板环路热管的传热性能。与蒸馏水相比，纳米流体改善了微型平板环路热管的热性能，并降低了蒸发器表面温度。最佳的石墨烯-水纳米流体体积分数为0.006%，在最佳浓度下，输入功率380W时，环路热管的最低热阻为0.083℃/W，比蒸馏水的低21.6%。其蒸发器的壁温也低了10.3℃。Anand 等[56]研究了丙酮、甲醇、正戊烷和乙醇四种工质对平板形蒸发器环路热管性能的影响。在这四种工质中，正戊烷环路热管的运行温度最低，而甲醇环路热管的热负荷范围最宽。

充液率/量太低或太高均不利于环路热管的高效工作。其原因为当充液率/量过低时，环路热管难以正常启动并发挥相变换热的能力，其换热效果不高；当充液率/量过高时，环路热管内部工质所占内腔体积太大，导致汽化的蒸汽所占体积很小，系统运行的阻力很大，因而也不利于环路热管的换热。因此，理想充液率/量的探究也是一项非常重要的工作。Zhou等[44]以乙醇为工质，研究了三种充液量（20mL、40mL、60mL）对环路热管启动和运行性能的影响。与20mL 和60mL 相比，充液量为40mL 的环路热管的启动时间最短，性能最佳。张伟龙等[57]研究了不同热流密度下充液率对平板形蒸发器环路热管运行特性的影响。研究表明，乙醇的充液率为55%时，蒸发器的壁温和环路热管的热阻达到了最低值，此时系统的传热能力达到最强。赵同乐等[58]在输入热功率分别为20W 和140W、热沉温度为30℃的情况下，研究了工质不同充液量（10～80mL）对环路热管平板蒸发器表面温度的影响。测试结果表明，该平板形蒸发器环路热管工质的最佳充液量为60mL，最小热阻分别为1.1℃/W和0.28℃/W。Tharayil 等[59]以蒸馏水为工质，在20～380W 的热负荷范围内，研究了充液率为20%、30%和50%时对平板蒸发器微型环路热管性能的影响。测试结果表明，充液率对微型环路热管的传热性能有显著影响。该环路热管的最佳填充率为30%。在测试热负荷范围内，三种充液率的热阻值在1.15℃/W和0.106℃/W之间变化。

2.3 蒸发器优化

吸液芯结构设计和工质选择是影响环路热管性能的重要因素，科研工作者在这方面已经做了大量研究，前两部分已经作了详细的综述。近年来，部分科研工作者对蒸发器展开了研究，研究发现蒸发器优化对提高环路热管的热性能也有重要的意义。Jung 等[60-61]提出了一种具有旁路管线的平板形蒸发器环路热管。该环路热管蒸发器的蒸汽通道和储液室之间安装有旁路管线，通过改变旁路管线上的阀门开关，从而改变环路热管的热性能。在中低热负荷下，旁路管线阀门打开情况下环路热管的热性能要劣于阀门关闭的情况。这是因为在阀门打开的情况下，蒸汽管线的蒸汽进入储液室中，从而导致了蒸发器的壁温升高，这种情况类似于增加了热泄露，导致环路热管性能的降低。在高热负荷下，旁路管线阀门打开情况下环路热管的热性能要优于阀门关闭的情况。这是因为在高热负荷下，吸液芯中的工质来不及补充，将有烧干的趋势，当旁路阀门打开，蒸汽进入储液室中，对储液室中的工质有推动作用，吸液芯中的工质能得到及时的补充，从而使蒸发器的壁温降低。从研究结果中也更加清楚的了解到，在中低热负荷下，环路热管蒸发器的热泄露对其性能有着很大的影响；在高热负荷下，吸液芯的补液程度是影响环路热管性能的最重要的因素。为了减少蒸发器侧壁的热泄漏，He 等[62]提出了一种采用复合材料的蒸发器结构。蒸发器由紫铜（受热面）和316L不锈钢（上半部分）两种材料组成，并在受热面设有加强肋，以提高蒸发器强度。与相同蒸发器结构、材质为铜的环路热管相比，在相同热负荷下，复合材料蒸发器的出口与储液室之间的温差较小，说明复合材料蒸发器侧壁可以有效地减少热泄露。环路热管蒸发器的热泄露主要来自于吸液芯和蒸发器的侧壁，不锈钢的热导率远低于紫铜。因此，不锈钢侧壁的使用对减少热泄露是有效的。Krishnan 等[63]在蒸发器加热内表面制备铜纳米线涂层，并研究了涂层对微型平板环路热管性能的影响。研究发现，与没有任何铜纳米线涂层的蒸发器加热内表面相比，有纳米线涂覆的内表面，其环路热管的传热系数值增加了近2.7 倍，而热阻值减少了约三分之一。这主要是因为纳米线涂层可以改善气泡成核，提高毛细力，降低热阻。Tharayil等[64]使用物理气相沉积法在蒸发器内表面上分别涂覆出厚度为100nm、200nm、300nm，400nm 和500nm 的纳米颗粒涂层。研究在20～380W 的热负荷下纳米颗粒涂层对微型平板环路热管性能的影响。测试结果表明，与没有涂层的蒸发器内表面相比，当蒸发器纳米涂层厚度分别为100nm、200nm、300nm 和400nm 时，其热阻平均降低了6.7%、11.9%、17.2%和22.6%，同时蒸发器的传热系数分别提高了47%、63.5%、73.5%和86%。He 等[65]提出了一种新型蒸发器结构，在受热面一侧设有加强型肋板，减小平面的变形特性。研究结果表明，该环路热管在一定的运行条件下具有良好的性能，特别是在热负荷变化时，加热块表面温度均匀性良好。Tharayil 等[55]为了增加传热面积，在蒸发器的内部设有四个肋片，在肋片的表面布有金属丝网。蒸发器的结构如图8 所示。研究结果发现，该环路热管的最大热负荷可以达到380W，最小热阻为0.083℃/W。

图8 蒸发器结构

3 平板形蒸发器环路热管的理论模型

环路热管理论模型研究的目的是更好地理解其运行机制，探究其热性能，为环路热管的设计获取数据。由于环路热管内部传热传质的复杂性，其理论模型研究远远落后于实验研究。由于平板形蒸发器环路热管是由圆柱形蒸发器环路热管发展而来，其基本原理并没有改变，因此，平板形环路热管理论研究的方法也保持不变，其理论模型研究也类似。目前，平板形环路热管的理论模型研究主要集中于蒸发器的模型研究和整个环路热管系统的模型研究。

3.1 蒸发器的模型

蒸发器是环路热管中结构最复杂和功能最重要的组件，一般由吸液芯、储液室、蒸汽槽道、蒸汽出口、回流液入口、蒸发器壁等组成。吸液芯是蒸发器中最重要的组件，其工作过程包括：工质在多孔介质中的流动、相变换热以及热量传递等多种物理现象的耦合作用。因此，环路热管蒸发器的理论研究主要集中于工质的流动特性和其热传递特性。Chernysheva等[66]对全湿吸液芯和工作流体充满储液室的环路热管平板盘式蒸发器建立两种传热模型。这两种传热模型是一维的稳态模型，第一种考虑了工质通过吸液芯时传热的对流分量，第二种忽略了对流分量。这两种模型的研究对象是铜外壳-铜芯蒸发器和不锈钢外壳-镍芯蒸发器。通过数值模拟发现，吸液芯和蒸发器外壳的热导率越高，其温度场的差异就越小。温差随蒸发器厚度的变化而变化。在接近吸液芯的吸收表面时达到最高值。对铜蒸发器而言，当热流密度由2.8×104W/m2增至4.2×105W/m2时，其温差最大值由0.001℃增至0.144℃；对于不锈钢外壳-镍芯蒸发器，温差从0.006℃增至1.98℃。此外，研究还发现蒸发器的传热主要是在吸液芯结构上实现的。由于工质通过吸液芯的流量很小，对流分量的贡献很小，在低热流密度下或高导热材料蒸发器中，对流分量的贡献可能被忽略。在此模型研究基础上，Chernysheva等[67]研究了不同工质对环路热管平板盘式蒸发器中温度分布的影响。主要对6 种工质进行了计算，即水、甲醇、氨、丙酮、R141b 和R152a。蒸发器输入的热流密度范围为2.83×104～4.24×105W/m2。佩克莱数Pe在0～3.73的范围内变化。模拟结果表明，当Pe高达0.73时，对流成分对蒸发器中总传热的贡献微不足道。在研究的工质中，甲醇的冷却效果最小，R152a 最大。Fukushima 等[68]提出了一种新型的平板形蒸发器结构，并对该结构的平板环路热管进行了实验和模型研究。其环路热管模型是基于能量守恒和动量守恒的一维稳态模型，同时对蒸发器建立三维模型，以便更加清楚地描述环路热管蒸发器中的温度分布。模拟结果表明：蒸发器三维分析模型的建立可以更加清楚地了解蒸发器内的温度分布和热平衡。此外，将实验值与模型计算值进行比较，结果发现储液室温度的差异小于8.4℃，表明该模型可以预测该环路热管的性能。Shioga 等[69]设计了一种蒸发器厚度仅有0.6mm的超薄环路热管，其吸液芯是由4层蚀刻的薄铜片扩散结合而成，并对环路热管蒸发器建立与Fukushima 等[68]类似的三维的热传导模型。蒸发器中各层铜薄片的温度如图9所示。从图9中可以明显看出，蒸发器中各层铜薄片的温度差在1～2K范围内。其热泄漏与热输入的比值为10%或更少。通过这些计算，可以确定在稳定运行时蒸发器中的热量分布以及蒸发器到液体管线的热泄漏量。Li等[70]采用先进的相变格子玻尔兹曼方法，对平板形环路热管蒸发器多孔芯在孔隙尺度下的蒸发传热进行了数值模拟，研究了热流密度和表面润湿性对蒸发器汽液界面的形态和动力学、液相体积分数、吸液芯-肋部和吸液芯-沟槽界面温度分布、蒸发器有效传热系数的影响。结果表明，随着热流密度的增加，汽液界面将呈现5种不同的模式或动态变化。一般来说，热流密度越大，接触角越大，吸液芯内的稳态液体体积分数越小。而在一定的热流密度范围内，液体体积分数呈周期性振荡，其振幅和周期随热流密度和接触角的增大而增大。由于多孔芯的孔径分布是随机的，左右出口的温度分布不对称。这种差异在部分饱和的吸液芯中尤为显著，说明局部孔隙结构对蒸发特性的影响显著。随着热流密度的增加，有效传热系数先因气泡在吸液芯内的形成和发展而增大，然后又因干裂的发生和扩大而减小。接触角越大，触发气泡成核的热流越小，从而越早达到最大有效传热系数。然而，本文研究的接触角对有效传热系数的最大值没有明显的影响。

图9 蒸发器中各层铜片的温度分布

3.2 平板形环路热管系统的模型

环路热管相比于其他传热器件具有传输距离远、散热能力强、反重力强等显著优点，但环路热管设计、加工制造、运行特性更加的复杂。因此，环路热管系统的模型研究是十分必要，可以指导环路热管的设计，了解环路热管的工作及热传递特性。Zhou等[40]在Chernysheva等[66]的基础上建立了一种基于能量守恒、动量守恒和热力学关系的稳态分析模型，用于评估一款新型平板形环路热管的性能。研究结果发现，该稳态模型的计算结果与实验结果之间误差很小，所建立的模型可用于评价该新型环路热管的性能，为同类产品的进一步研究提供了帮助。Zhu 等[71]提出一种新型的平板形铜-水环路热管，该环路热管的储液室与蒸汽管线之间通过一个带有控制阀门的旁路管线连接，且蒸汽输出部位的管线成喷射器形状。然后建立基于环路热管动量守恒、热力学关系，喷射器出口建立质量、动量和能量守恒关系，蒸发器、储液室和冷凝器建立能量守恒的稳态模型。根据建立的数学模型，对该环路热管的稳态性能进行了模拟，并与传统的平板形环路热管进行了比较。模拟结果表明，在相同的热负荷条件下，该环路热管的工作温度低于传统的平板形环路热管。由于该环路热管冷凝器不需要工质过冷区，在一定工况下，管式冷凝器的总长度也比传统的平板形环路热管减少24.4%～34.8%。目前，该研究仅为单纯的模型研究，为了验证模型模拟的可靠性，还应该对该环路热管的特性进行进一步的实验研究。Meng 等[72]设计了一种用于数据中心散热的新型环形热管，并根据各个部件的能量、动量和热力学平衡建立了一维稳态数学模型，并通过与实验数据的比较验证了仿真结果。该数学模型可用于预测每个特征点的工作温度，其相对误差小于13%。此外，该数学模型对环路热管的参数进行了研究，包括材料、管线直径、管线长度和吸液芯孔隙率的影响，为新型环路热管的实验设计提供了有力的依据。Du 等[73]设计并制造了一种不带储液室的平板形环路热管，同时在液体管线上配有吸液芯，以增强热管的启动和稳定运行能力，并建立了用于预测环路热管工作温度的稳态模型。将仿真结果与实验数据进行比较可得，蒸发器、蒸汽、冷凝器出口和液体管线入口温度的最大相对误差均小于15%。Gabsi 等[74]对稳态运行下的平板铜-水环路热管建立数学模型。该模型基于每个组件的能量和动量平衡方程，特别考虑了蒸发器中的传热过程，并且根据量纲为1的相关性确定了蒸发传热系数。分析结果发现，在热负荷5W～600W 范围内，模拟结果与实验结果吻合较好。Tharayil 等[75]对平板形环路热管建立基于热量传递、质量平衡和压降损失的热力学模型，并将环路热管热性能和熵产生的模拟结果与实验结果进行比较。环路热管使用的工质是水和两种体积分数的石墨烯-水纳米流体（0.003%和0.006%）。图10是蒸发器壁温随热负荷变化的关系图，可以看出，模拟结果与实验之间的偏差很小，蒸发器壁温最大偏差为6%。此外，根据模型和实验结果估算了由于传热和压降导致的环路热管的熵产生。结果表明，纳米流体的使用减少了熵的产生并提高了热力学第二定律的效率。对于体积分数为0.003%和0.006%的纳米流体，其总熵产生分别减少23.9%和34.6%。Zhu等[76]基于节点分析方法对各节点建立数学模型。该数学模型可以用于计算热量的传递、压力损失和各节点的温度情况。与实验结果比较发现，该数学模型所获得的模拟温度与实验温度之间的一致性很好。Li等[77]利用节点分析方法建立的数学模型和实验方法来研究三种不同结构蒸发器的热性能，其结构如图11所示。结构1是将蒸汽通道设置在加热面上，结构2是将蒸汽通道设置在吸液芯上，而结构3有效利用了蒸发压头可作为工质循环动力的一部分这一原理，使吸液芯不直接接触受热面，以减少热泄露。测试结果和模拟结果表明：在启动过程和不同的热负荷下，实验结果和模拟结果之间的一致性很好。在最高温度节点处，三种蒸发器结构的实验温度与模拟温度之间的最大相对偏差分别为1.1℃,1.3℃和1.9℃。通过实验和模拟结果可知，减小吸液芯与加热面之间的接触面积是提高环路热管性能的关键。由于蒸汽室的存在，在结构3中吸液芯与加热面分离，使其工作温度最低，启动时间最短。对于结构3，由于蒸发发生在蒸汽室而不是在吸液芯内，在相同热负荷下，它比结构1 和结构2 具有更长的输送距离。Jose等[78]用三维计算流体动力学模型来研究以二氧化硅-水纳米流体为工质的平板形环路热管的热性能。当网格数为240514 时，其模拟结果与实验值之间的相对偏差为3.13%。模拟研究表明，相比于去离子水，二氧化硅-水纳米流体显著降低了环路热管蒸发器的温度。蒸发器的温度降低了近27%。此外，二氧化硅-水纳米流体的环路热管会更快地达到稳定状态。Zhang 等[79]在蒸发器壳体和储液室壳体之间的接触表面上增加隔热层来减少热泄漏，在碳纤维吸液芯的表面上用氧化铝-铜涂层代替铜镀层以减少通过吸液芯所产生的热传递，并通过三维稳态数值计算流体动力学模型来验证了所提出改进的有效性。模拟结果表明，热导率低的硅片可以将储液室中的液体体积分数提高到23%，而氧化钇掺杂氧化锆（YSZ）的绝热层可以将其提高到74%。与硅片和铜镀层的组合相比，YSZ层和氧化铝-铜涂层的组合可使蒸发器-冷凝器壳体的温度降低5.7℃。

图10 蒸发器壁温随热负荷变化的关系图

图11 不同环路热管蒸发器结构示意图

相比于蒸发器的模型研究，平板形环路热管系统的模型研究对环路热管的前期设计、性能评价及内部传热传质机理的了解更具指导意义。上文已经详细地综述了国内外最近五年平板形环路热管系统的模型研究。为了对这些模型有着更加深入的了解，将这些模型分类整理于表2中。从表2中可以看出，这些模型可以大致分为常规的一维稳态分析模型、基于结点分析法建立的一维稳态模型和三维计算流体动力学模型。对于常规的一维稳态分析模型，其应用比较广泛，模型比较简单，可以获得热负荷与温度之间的关系，但很难获得环路热管各处的温度分布和内部传质情况。此外，对于一些结构复杂的环路热管，该模型所获得的数据与实验数据之间的误差比较大；对于基于节点分析法建立的一维稳态模型，其模型也比较简单，模型的准确度比较高。不仅可以获得热负荷与温度之间的关系，而且还可以获得不同加热时间下环路热管各点的温度情况。该模型是一维模型，也很难获得环路热管各处的温度分布和内部传质情况。对于三维计算流体动力学模型，可以获得环路热管各处的温度分布和内部传质情况，但其模型比较复杂，计算时间长。对于复杂结构的平板形环路热管，该三维模型的适用性不强，且模拟误差较大。

表2 平板形蒸发器环路热管系统的常规模型

4 结语与展望

近年来，随着大功率半导体电子器件的迅速发展，平板形环路热管的优势逐渐显现出来，其研究热度已逐渐地超越了传统的圆柱形蒸发器环路热管。本文从平板形环路热管的实验研究（吸液芯结构设计、工质选择、蒸发器优化）和理论模型研究的角度出发，详细地介绍了国内外研究机构近年来在平板形环路热管领域的研究进展。

（1）吸液芯是环路热管的核心部分，其毛细力的大小和渗透率直接影响着环路热管的启动和运行性能。针对如何提高吸液芯的性能这一难题，国内研究学者在不断的探索开发其新型吸液芯结构和材料，来提高吸液芯的毛细力，同时降低环路热管运行过程中吸液芯所带来的热泄露。

（2）不同工质的热物理特性各不相同，其热物性对环路热管的选材、运行范围、运行状况和传热性能都有着直接的影响。其次，工质的充液量/率对环路热管的传热性能也有很大的影响。本文总结了近年来在环路热管研究中几种常见工质的应用情况，重点对比了不同工质和充液量/率对同一环路热管性能的影响，可以确定出不同工质间传热性能的好坏，为今后环路热管工质得选择提供了参考。

（3）在吸液芯和工质的研究之外，其蒸发器的优化对提高环路热管的性能也有着重要的影响。其研究范围主要集中于蒸发器新型结构的设计、蒸发器复合材料的应用以及蒸发器内部表面的改性。

（4）平板形环路热管数值模拟研究对其结构设计、温度分布及散热能力的评估具有重大的意义。本文重点总结了近几年国内外学者在环路热管蒸发器模型和稳态运行模型方面的模拟研究，为今后新型模型的开发与改进提供了理论基础。

虽然国内外学者对平板形环路热管进行了大量的相关研究，但该环路热管的研究还有很大的提升空间。基于本综述的基础上，提出以下展望。

（1）平板形环路热管吸液芯结构的设计要考虑其毛细力、渗透率、热导率、亲水性能以及加工的难易程度，现有的各类型吸液芯都有一定的优缺点，因此寻求高性能的吸液芯结构和材质仍是今后的研究重点。

（2）目前，工质的研究主要集中于几种传统的工质。在一些散热器件中，自润湿流体等新型工质已表现出良好的性能，然而该工质在平板形环路热管中的应用极少，因此可以将该工质引入环路热管的研究。此外，还可将纳米磁流体应用于平板形环路热管中，并在环路热管的汽液线外壁布置磁场，研究其对平板形环路热管性能的影响。根据热源以及散热要求不同，开发其他的新型工质也是一种研究趋势。

（3）相比于吸液芯结构设计、工质的选择，蒸发器优化的研究很少。然而，蒸发器优化在提高环路热管的传热性能、减少热泄露、增强其机械强度等方面具有重大意义。针对平板形环路热管的热泄露和储液室壁面易凹陷等问题，可以在平板形环路热管储液室内部烧制一层薄的陶瓷，不仅可以减少来自于蒸发器壁的热泄露，而且还可以增强储液室壁面的强度。

（4）平板形环路热管的理论模型研究起步较晚，现有的模型不多，这些模型多为稳态模型。然而平板形环路热管非稳态模型的开发也是十分必要的，其对环路热管启动过程中的传热传质现象的了解有着重要意义。