非对称微通道平板脉动热管的变工况实验研究

张东 徐宝睿 王森 蔡转丽 李海霞 安周建

（1.兰州理工大学 能源与动力工程学院，甘肃 兰州 730050；2.甘肃省生物质能与太阳能互补供能系统重点实验室，甘肃 兰州 730050；3.兰州兰石换热设备有限责任公司，甘肃 兰州 730314；4.甘肃诚信电力科技有限责任公司，甘肃 兰州 730050）

集成电路中芯片单位面积和单位体积下热流密度的不断增加，使得高功率密度电子器件的高效冷却更加困难［1］。温度的上升既容易导致芯片过热损坏，又可能导致热应力过大而引起焊点机械断裂。即使没有发生以上两种情况，芯片过热也会严重影响其使用寿命，造成经济损失。芯片温度每升高10 ℃，寿命大约缩短一半。以手机芯片散热为例，5G 芯片的功耗约为4G 的2～3 倍［2］，较高的发热量对其运行稳定性构成了严重的威胁。手机芯片散热经历了石墨烯-热管-均热板（VC）的技术革命［3］，寻找结构更简单、传热能力更强的器件，成为领域内的热门话题。

脉动热管由Akachi［4］最先提出。相比于石墨烯，脉动热管引入了相变传热，换热能力大大增强；相比于传统热管，脉动热管内部没有吸液芯结构，制造工艺简单，更容易实现小管径并应用于微通道传热领域。脉动热管仅由铜管弯曲形成首尾相连的闭合回路，内部经真空处理后充注一定量的工质，形成汽、液塞相间分布的初始状态。运行过程中，依靠铜管自身的导热、工质循环往复运动形成的对流传热和汽液工质的相变传递热量。为更加适应电子芯片的散热需求，近年来出现了平板脉动热管。平板脉动热管一般以紫铜或硅作为基底，通过数控加工（CNC）或微机电（MEMS）蚀刻的方法在基底上制作通道，以扩散焊或阳极键合的工艺密封而成。平板脉动热管由于其自身结构特点，更加适用于电子芯片微通道传热的研究领域。

影响脉动热管传热性能的因素主要有：①运行环境，包括倾角、充液率［5-7］及真空度［8］；②加热和冷却条件［9-10］；③工质的物理性质［11-15］；④通道结构和弯头数。

所有影响因素中，脉动热管通道结构是影响其传热特性的重要因素，在不改变外场以及工质物理性质的条件下可增强其传热性能。多年来学者们针对如何增强通道之间的不平衡压力差进行了一系列研究。Liu 等［16］提出了非对称通道的概念，指出非对称结构有利于脉动热管内工质的单向循环流动。Chien 等［17］以水为工质，研究了脉动热管的传热性能，发现由于非对称通道的作用，脉动热管可以在水平（倾角为0°）条件下运行。Markal 等［18］进一步研究了相同尺寸7 弯头脉动热管的传热性能。Kwon 等［19］通过对单弯头脉动热管进行的可视化研究，得出了不同倾角和加热功率下两相流流型的变化规律。Jang等［20］研究了截面比对脉动热管传热性能的影响，并给出了对应于不同加热功率的最佳通道布置结构。

从单个通道的角度看，当蒸发段的液态工质汽化或气态工质膨胀时，会在冷热两端形成压力差，推动工质运动。而综合多通道进行分析可知，相邻通道的不平衡压力差是维持脉动热管内工质不断运动的主要因素。非对称的设计可以导致蒸发段相邻通道之间的液态工质总量不同，汽化过程中产生不同数量的汽塞，从而在相邻通道间形成压力差，有利于工质脉动。在微通道结构下，工质所受表面张力尤为重要。由Young-Laplace 理论可知，液塞前后弯月面所受合力F与表面张力系数σ、通道当量直径d、壁面接触角θ等因素有关，即

如图1 和式（1）所示，当壁面接触角θ一定时，不同的当量直径d会导致液塞所受合力产生差异，进而有利于引起相邻通道间的不平衡毛细压力差。另外，由于相邻通道内工质的质量流量相同，通道直径的变化会导致工质的速度分布规律不同，壁面法向速度梯度不同，所受摩擦力也不同，这也是液塞受力区别于对称通道的一个因素。

图1 液塞毛细力分析Fig.1 Capillary force analysis of liquid plug

对于弯头数，相同通道尺寸下弯头数越小，工质质量越小，汽、液塞的数量也越小，能够产生毛细压力差的液塞数量越小，越不利于脉动热管的运行。Katpradit 等［21］的实验结果表明，相较于10 弯头和15弯头的脉动热管，5弯头脉动热管的临界热流密度更低。Alberto等［22］的数值模拟结果表明，相比于16弯头和23弯头，7弯头脉动热管更不利于运行。Chien 等［17］的7 弯头脉动热管无法在水平条件下运行。

综上所述可知，减小弯头数可能会降低脉动热管的性能，甚至无法启动热管。为适应小型芯片的散热需求，脉动热管必须减小弯头数以缩减自身尺寸，这必然带来水平条件下难以启动的问题，更无法应用于负倾角环境中。为改善脉动热管在负倾角及水平倾角下的传热性能，文中在前人研究的基础上，进一步缩减通道尺寸和弯头数，引入非对称通道结构，着重探究了非对称微通道平板脉动热管（NCPHP）在负倾角（-5°）及水平放置条件下的传热特性；综合研究了5弯头NCPHP在-10°～90°倾角及30%～70%充液率下的传热性能，并探究了不同冷却水温度对NCPHP传热性能的影响。

1 实验系统及数据处理

1.1 实验装置

本实验设计构建的NCPHP基底结构见图2。基底材质为T2 紫铜，长99.0 mm、宽49.0 mm、厚3.0 mm，其中蒸发段长15.0 mm，绝热段长39.0 mm，冷凝段长20.0 mm。基底与厚1.0 mm 的T2 紫铜板之间采用真空扩散焊连接，确保NCPHP 具有良好的气密性，且保证了相邻通道之间的液态工质不横向串液。NCPHP 左侧具有充液柱，其外径为3.0 mm，内径为1.0 mm，深孔长度为29.0 mm，连通至NCPHP左侧第一宽通道实现充液连通。

图2 NCPHP基底结构（单位：mm）Fig.2 Basement structure of NCPHP（Unit：mm）

经过实测，NCPHP 的总容量为0.9 mL。为保证小充液量下的充液准确性，既需要充液装置具有良好的气密性，又需要减小充液误差，故在充液口左侧20 mm 处安装1 个卡套型球阀，铜管之间的连接采用内套管方式填充空余体积，最终使得无效充液量小于0.1 mL，整体充液误差小于10%，充液装置示意图如图3所示。

图3 充液装置示意图Fig.3 Schematic diagram of filling equipment

本实验原理图如图4所示，主要由循环冷却装置（包括恒温水浴、浮子流量计、蠕动泵）、NCPHP主体装置（包括倾角器、NCPHP 主体）、加热装置（包括直流稳压电源）、数据采集装置（包括数据采集仪、计算机）以及充液装置组成。各部分仪器型号如表1所示。输入到加热段的热量由定制的加热棒提供，通过调节电压控制输出功率；进入冷凝块的冷却水温度由恒温水浴保持在15 ℃或5 ℃，循环冷却水流量通过微型蠕动泵和浮子流量计控制在50 mL/min，循环水路通过硅胶软管相连接。冷凝块进、出口分别布置一个T型热电偶，以测量冷却水温差，进而计算出实际传热量。考虑到装置的灵活性，充液装置可拆卸并且由内径为1.0 mm、外径为3.0 mm 的紫铜管与卡套型球阀、卡套四通相连接。这样既可以保证气密性，又可以减小充液装置的整体充液量，进而增加充液的准确性。经测试，充液装置管路的内部体积为0.6 mL，小于NCPHP总容积，可以满足充液要求。

表1 实验器材Table 1 Experimental instruments

图4 实验原理图Fig.4 Schematic diagram of experiment

NCPHP主体装置如图5所示，主要由基底、冷凝铜板、冷凝块、特氟龙底座以及加热块组成。直流稳压电源供给的热量通过蒸发段传递到绝热段后到达冷凝段，冷却水从冷凝块左侧进入后与NCPHP 交换热量，从右侧流出回到恒温水浴中，将热量传递给恒温水浴完成热量传递循环。基底与冷凝铜板、加热块之间布置有导热垫，以补齐制造公差，进而减小接触热阻，冷凝铜板和冷凝块通过硅胶密封保证不漏液。各部分均能安装在特氟龙底座上，底座既能起到支撑固定的作用，又能减少NCPHP 的散热损失，确保了装置的保温性能。特氟龙底座上对应于蒸发段、绝热段以及冷凝段位置处均开有微小槽道，以布置热电偶。

图5 NCPHP主体装置Fig.5 Main units of NCPHP

1.2 实验工质及工况

采用无水乙醇作为工质，探究NCPHP 在不同工况下的传热性能，乙醇（25 ℃、101 kPa）的物性参数如下：密度为785.13 kg/m3，定压比热为2 434.5 J/（kg·K），导热系数为0.163 5 W/（m·K），动力黏度为0.001 08 kg/（m·s），潜热为920.67 kJ/kg。具体实验工况如表2所示，加热功率与电压、电流的关系如表3所示。

表2 不同倾角α下的实验工况Table 2 Experimental cases under different values of incline angle α

表3 加热功率与电压、电流的关系Table 3 Relationship among heating power，voltage and current

1.3 实验步骤

（1）循环冷却装置预运行。实验开始之前需要对恒温水浴进行预运行，保证冷却水温度稳定，当恒温水浴温度稳定在相应数值后，打开微型蠕动泵并调节流量，使浮子流量计所示读数稳定在50 mL/min。

（2）抽真空以及充液。关闭充液装置阀门1-4以及NCPHP充液口处的阀门5；打开旋转真空泵和阀门1、阀门3，观察数字真空表的读数是否正常；打开阀门4、阀门5，并维持抽真空操作5 min，待真空表读数恢复至500 Pa 时先后关闭阀门5、阀门4、阀门1、阀门3；打开阀门2，将充液装置管路充满液体；打开阀门4，将连接段充满液体；缓缓打开阀门5，待注射器液位下降到指定高度时迅速关闭阀门5；将NCPHP 与充液装置分离并安装到NCPHP主体装置中等待测试。

（3）加热并开始测量。将直流稳压电源电压调至12.9 V，同时开启数据采集仪进行温度数据采集；每个加热功率持续1 200 s，依次增加电压值直至所有工况完成，停止加热；调整倾角，打开电源和数据采集仪，返回步骤（2）；完成所有工况后冷却装置，再进行针对下一组工况的抽真空及充液过程。

1.4 传热性能关键指标

文中将蒸发段温度作为传热性能的关键指标，该指标在实际应用中与芯片的运行稳定性有紧密的联系。文中将布置在蒸发段上的3 个热电偶温度（t1、t2、t3）的均值作为蒸发段的温度均值te，即

绝热段与冷凝段的温度均值（ta、tc）分别为

式中，t4、t5、t6分别为绝热段上3 个测点的温度，t7、t8、t9分别为冷凝段上3个测点的温度。

由于NCPHP 整体装置具有散热损失以及一定的传导效率，单位时间由冷却水带走的热量总是小于加热功率，其表达式为

式中：Qc为单位时间冷却水实际带走的热量，W；cp为冷却水的比定压热容，J/（kg·℃）；qm为冷却水的质量流量，kg/s；t10、t11分别为冷却水进口温度和出口温度，℃。

热阻是衡量NCPHP 传热性能的关键因素，其物理意义为一定温差下物体抵抗传热的能力，热阻越小，传热性能越好。NCPHP热阻R的表达式为

1.5 实验误差分析

根据误差传递定律，对Qc和R进行间接测量误差计算，冷却水温差最小值取0°倾角10 W 加热功率时稳态阶段的平均温差2.2 ℃，蒸发段和冷凝段的最小温差取6.9 ℃，所以Qc和R的最大相对误差分别为6.5%和6.8%。

2 实验结果与讨论

2.1 不同充液率及倾角下的平均热阻分析

重力是影响脉动热管运行特性的重要因素，为拓宽脉动热管的应用范围，如何减小或克服重力的影响，成为亟待解决的问题。文中对NCPHP 在负倾角、水平、正倾角条件下的热阻特性进行了分析。NCPHP 在不同充液率条件下的平均热阻随加热功率的变化曲线如图6所示。

由图6（a）可见，在-10°～0°倾角下，NCPHP 的热阻始终维持在较高水平，换热性能较差。随着倾角的增加，30°倾角下NCPHP 的热阻整体降低，在加热功率为50 W 时热阻下降到0.892 K/W。60°倾角下当蒸发段加热功率达到20 W 时，热阻值为0.692 K/W，随后热阻并未随着加热功率的升高而继续下降，反而在加热功率为30 W 时上升到了0.712 K/W。在90°倾角下，加热功率为30 W 时NCPHP 的热阻达到最小值（为0.636 K/W），并在加热功率为40 W 时上升到0.709 K/W。这是由于驱动汽、液塞持续震荡的主要动力来源于蒸发段不断膨胀的汽塞和液塞的不断汽化。在30%充液率条件下，液塞在NCPHP 内的分布比较分散，蒸发段内的液态工质较少，短时间内无法产生足够的汽化工质推动液塞运动，驱动力不足；其次，由于液态工质的不足，蒸发段无法受到低温液态工质的及时补充，造成烧干现象，热阻升高。因此，30%充液率及高加热功率下NCPHP 的热阻偏高，传热性能下降。增加倾角可以使液态工质更容易回到蒸发段，进而延缓烧干现象的发生，60°倾角下在加热功率为20 W 时即开始出现热阻上升的情况，而90°倾角时，热阻的最低值则推迟出现在加热功率为30 W时。总体来看，低充液率下NCPHP 的热阻对倾角的敏感度更大，更容易发生烧干现象。

由图6（b）可见，50%充液率下NCPHP 的工作范围较广，且可以在水平条件下高效稳定地运行。当倾角为0°时，40 W 加热功率下的热阻值下降到0.656 K/W，相较于30%充液率下的热阻1.093 K/W下降了0.437 K/W。这是由于随着充液率的提高，蒸发段内的液态工质增多，较多的液态工质能够满足高加热功率下蒸发段工质不断汽化的需求，不断形成汽塞提供冷热段之间的压力差，促使工质流动，而这种特性是低充液率时没有的。在-5°倾角下NCPHP 仍能保持一定的传热性能，50 W 加热功率时热阻下降到0.621 K/W。充液后的NCPHP汽、液塞随机分布，相比于30%充液率，50%充液率使初始状态下汽、液塞的分布更加均匀，蒸发段内会得到更多的液态工质。这一方面有利于蒸发段液态工质的汽化，产生足够的驱动力；另一方面可以保证高温工质及时在冷凝段冷凝，进而回流到蒸发段，完成传热循环，保证NCPHP 的平稳运行。得益于适中的充液率，NCPHP 可以在60 W 加热功率下稳定工作20 min且蒸发段温度不超过100 ℃。在60 W 加热功率下，60°倾角时的热阻下降到0.415 K/W，为本研究中NCPHP 的最小热阻值，也是其传热性能最优的工况。

在70%充液率下，重力影响和摩擦力影响显著增加。对于非水平条件下的单个通道而言，启动阶段的液塞需要一定的动力来克服重力，从蒸发段运动到冷凝段，随着液态工质的增多，重力增强，所需驱动力也更大，这也是在低加热功率下NCPHP难以启动、热阻较高的原因。工质运动起来之后，由于相邻通道之间都存在液塞，又互相为彼此脉动的动力，作为阻力的因素减弱。而在水平条件下，显然不存在重力问题，此时工质流动阻力主要来源于弯头处的局部阻力和流动过程中的摩擦阻力。Gürsel等［23］指出，摩擦阻力主要与液塞长度、液态工质动力黏度及工质运动速度有关，虽然单个液塞长度较小，但综合整个NCPHP，摩擦阻力对流动的影响也是不可忽略的。傅烈虎［24］指出，单液塞在一定的倾角下，重力和摩擦阻力都是影响其脉动的因素，且重力的影响更为显著，这时的驱动力主要来源于液塞两侧汽塞的压力差。

由图6（c）可见，随着充液率的进一步升高，NCPHP 的传热性能有所下降，工作范围变得狭窄，此时的传热性能受倾角的影响较小且不容易启动。可以看到，相比于50%充液率，70%充液率下0～30 W 加热区间的热阻并未产生明显的下降，60°倾角及30 W 加热功率下的热阻值为0.959 K/W，与50%充液率的热阻值0.661 K/W 有较大的差距。在60°和90°倾角下，热阻在30 W 后开始明显下降，而30°倾角时，热阻在40 W 后才出现明显下降。最低热阻值出现在90°倾角、50 W 加热功率下，为0.712 K/W。可见，高充液率带来的低加热功率下热阻较高的现象，说明了此时的NCPHP 相对难以启动，换热性能较差。

倾角是影响传热性能的主要因素，水平条件下重力的影响减弱，容易导致蒸发段液态工质的减少，无法形成足够的驱动力促使工质脉动。相比于Chien 等［17］的7 弯头脉动热管，本研究在50%充液率时实现了水平条件下的启动运行，热阻值从10 W加热功率时的1.125 K/W下降到50 W加热功率时的0.545 K/W。如图1 所示，对于单个液塞而言，前后弯月面所受合力会由于相邻通道当量直径的不同而不同，在没有重力的情况下，这是非对称通道区别于对称通道的重要因素。这种压力差作为扰动因素，可以使达到平衡状态的汽液工质再次进入脉动状态，提高了NCPHP 的运行稳定性。在50%充液率下，NCPHP 可以在-5°倾角、50W 加热功率条件下平稳运行且传热性能良好，稳态情况下平均热阻为0.665 K/W。

综合分析3 种充液率下热阻的变化情况可知，随着倾角的增加，各加热功率下的热阻均呈现下降的趋势，且60°和90°倾角下的热阻值相近，传热性能相当。倾角的增加可以使NCPHP 内液塞所受的重力分量增大，进而使冷凝段的低温液态工质更容易回流到蒸发段。在一定范围内，蒸发段较多的液态工质意味着可以提供更大的驱动力，进而形成更高的脉动频率和振幅，这有利于NCPHP 的稳定运行。

2.2 负倾角及水平条件下的温度特性及传热量、热阻分析

不同充液率及倾角条件下NCPHP的温度特性及传热量、热阻变化曲线如图7所示。随着蒸发段加热功率的升高，NCPHP各段温度也随之升高，在各加热功率的开始阶段温度上升较快而后趋于平稳。10 W加热工况开始前，充液后形成的汽、液塞随机分布。汽塞受热膨胀的同时，液塞内的液态工质由于达到了该压力下的饱和温度而发生汽化。与汽塞相邻的液塞受到膨胀汽塞的力而移动，位于汽塞另一侧的液塞则反向移动，继而推动相邻通道的汽、液塞继续运动，这种由热引起的推动力是NCPHP内促进工质脉动的主要动力；同时，汽、液塞还受到重力、摩擦力以及毛细压力的作用。负倾角条件下，启动阶段液塞需克服重力回到蒸发段，重力是阻力的一部分，而由于工质黏性引起的摩擦力则始终作为阻力阻碍工质脉动，由于相邻通道间当量直径不同引起的毛细压力差则是促进液塞脉动的重要因素。当蒸发段加热功率较小（10～20 W）时，推动工质脉动的动力较小，汽、液塞容易形成短暂的受力平衡状态，各段温度波动不明显。一旦某一通道受到一微小的扰动，此平衡状态就会被打破，汽、液塞在通道内以小幅度脉动的状态运动。这种小幅度脉动的运动状态体现在温度的小幅度波动，此时热阻较高，传热性能较差。随着蒸发段加热功率的升高（40～50 W），从冷凝段脉动回来的低温液态工质得以快速汽化，推动汽、液塞脉动的驱动力加强，汽、液塞以更快的速度脉动，热阻降低。如图7（a）和7（c）所示，蒸发段加热功率达到50 W时，冷热两端平均温差相比40 W工况并未继续增大，冷却水进出口温差（Δtw）却继续升高且增长明显。这是由于此时汽、液塞不仅脉动频率更快且振幅更大，甚至可以跨越弯头进入相邻通道。这种行为加强了热量从蒸发段到冷凝段的传递，增加了冷凝段的传热量且有效拉低了冷热两端温差，热阻下降，传热性能增强。

图7 NCPHP在不同充液率及倾角下的性能曲线Fig.7 Performance plots of NCPHP at different filling rates and incline angles

图7（a）中，40 W 加热功率下蒸发段经历了比较大的温度波动，分别在4 127～4 238 s、4 381～4 642 s及4 697～4 800 s经历了3次短时间内温度升高的过程。在负倾角下，液态工质会由于重力的作用而集中于冷凝段，这时推动工质脉动的动力来自蒸发段不断膨胀的汽塞。显然，在低充液率时，这种驱动力的累积需要一定的时间，当足以克服阻力时，工质大幅度脉动。冷凝段大量低温工质回流到蒸发段，引起蒸发段温度的大幅度下降。50%充液率下，-5°倾角时50 W 工况蒸发段的稳态平均温度可以保持在95.2 ℃左右，0°倾角时稳态平均温度大约为95.5 ℃。

无论是增加充液率或是使倾角趋于水平，都可以降低蒸发段温度波动的幅度。这是因为充液率的增加，使得蒸发段内的液态工质增多，驱动力形成较快且过程更连续；水平倾角下重力作为阻力的影响变小，驱动力没有经历长时间的积累过程即可使汽、液塞发生脉动。由于重力的影响减弱，50%充液率及水平倾角下50 W 工况时的传热量比-5°倾角时有所增加，-5°倾角时5 400～6 000 s稳态阶段的平均传热量为34.50 W，而0°倾角时5 400～6 000 s 稳态阶段的平均传热量为35.91 W，相对增加了1.41 W。

各加热功率下的热阻都呈现先下降后平稳的趋势。加热功率突然增加时，蒸发段温度迅速升高，热量来不及向冷凝段传递，进而引起冷热两端温差增加，此时冷却水从冷凝段带走的热量几乎不变。所以在热流密度升高的瞬间，热阻呈现陡增的变化规律，而后由于紫铜基底的导热和工质的脉动，更多的热量从蒸发段传递到冷凝段，冷凝段温度上升，冷热两侧温差不再继续增加，传热量趋于稳定，热阻变化趋于平缓。

热阻陡增的现象在高加热功率时有所减弱，这是由于高加热功率条件下，工质脉动频率高、振幅大，高速脉动的工质以显热和潜热的传递方式迅速将蒸发段的热量输送到冷凝段，最终被冷却水带走，转化为实际传热量。也就是说，高加热功率条件下，NCPHP 具有一定的稳定性和抗干扰能力。相比于传统的吸液芯热管，这种能力是脉动热管特有的，这可以使其在高加热功率下稳定工作而避免了由于毛细极限引发的失效。各加热功率下冷凝段的实际传热量均低于蒸发段的加热功率，这一方面是由于存在一定的散热损失，另一方面是由于加热段吸收的热量一部分转化为工质的动能和内能，引起工质温度升高和脉动速度增大。

2.3 不同冷却水温度下蒸发段的温度特性和平均热阻分析

50%充液率及60°倾角下稳态阶段NCPHP蒸发段的温度曲线如图8 所示。冷却水温度（tw）对50 W加热功率条件下蒸发段的温度特性产生了比较大的影响，呈现出波动周期长且波动振幅大的特点。随着加热功率的升高，当加热功率为60 W 时，温度波动的幅度有所减小。这是由于在50 W 加热功率条件下，NCPHP 内的工质已经开始出现比较剧烈的脉动现象，而维持这种现象的最重要因素是蒸发段不断汽化的液塞，过低温度的液态工质回流，无疑会减缓这个过程的发生，使蓄力时间变长。而60 W加热功率下，工质的脉动速度更大，蓄力时间变短，一定程度上减小了冷却水温度的影响。降低冷却水温度虽然可以使相同加热功率下的蒸发段温度更低，但冷却水温度下降10 ℃，并不能使蒸发段温度下降等同的数值。随着加热功率的升高，各加热功率下蒸发段温差不断减小，从30 W时的5.1 ℃下降到60 W时的4.2 ℃。也就是说在工质发生了剧烈脉动的行为之后，冷却水温度的降低并不能继续大幅度影响蒸发段的温度变化，作用减弱。但总体来说，随着冷却水温度的降低，NCPHP 可以获得更低的蒸发段温度。30 W 加热功率下，5 ℃的冷却水将稳态阶段蒸发段的平均温度由63.1 ℃下降到58.0 ℃，降低了5.1 ℃。60 W 加热功率下，5 ℃的冷却水将稳态阶段蒸发段的平均温度由98.4 ℃下降到94.2 ℃，下降了4.2 ℃。

图8 50%充液率及60°倾角下稳态阶段NCPHP 蒸发段的温度曲线Fig.8 Evaporation section temperature curves of NCPHP at 50% filling rate and 60° incline angle under steady state

不同充液率和冷却水温度下NCPHP 热阻随加热功率和倾角的变化如图9 所示。由图9（a）可见，随着加热功率的增大，冷却水温度为5 ℃时NCPHP表现出更好的性能，在60°和90°倾角下，热阻变化呈现低加热功率时热阻较高、高加热功率时热阻较低的趋势。由此可见，较低的冷却水温度更加适用于低充液率及高加热功率的情况，因为较低的冷却水温度既可以降低蒸发段温度，延缓烧干现象的发生，又可以降低NCPHP 的热阻，增强其传热性能。

图9 不同充液率和冷却水温度下NCPHP的热阻对比Fig.9 Comparison of thermal resistance of NCPHP under different filling rates and cooling water temperatures

由图9（b）可见，50% 充液率下，启动后NCPHP 的热阻均随加热功率的增加而降低，不同冷却水温度对相应功率下热阻的影响较小。和30%充液率情况不同的是，在50%充液率下，随着加热功率的升高，两种冷却水温度下NCPHP 的热阻变化趋势并未产生明显差异。这是由于50%充液率为NCPHP 的最佳充液率，其内工质在较高加热功率下产生了明显的脉动现象，此时NCPHP 的传热性能主要由工质行为决定，冷却水温度的影响减弱。而30%充液率下工质脉动行为不明显且液态工质较少，蒸发段容易发生烧干现象，导致热管的传热性能下降。此时，从冷凝段回流的低温液态工质是决定NCPHP 性能的主要因素。因此，保证工质的稳定脉动是增强传热能力的主要手段。只有在低充液率下，冷却水温度才会对高加热功率时NCPHP 的传热性能产生较大的强化作用。

3 结论

（1）未发生烧干现象时，NCPHP 的热阻随加热功率的升高而减小；发生烧干现象后，NCPHP 的热阻随加热功率的升高而增大，增加倾角可以延缓烧干现象的发生。

（2）非对称通道的引入，使得NCPHP 可以在-5°倾角条件下稳定工作且传热性能良好，但当前结构不足以支撑其在-10°倾角下启动运行，今后需要进一步优化NCPHP通道宽度比以增强传热性能。

（3）不同充液率下NCPHP 的传热特性差别较大，最佳充液率为50%，最佳倾角为60°，随着充液率的升高，倾角的影响减小。

（4）冷却水温度对低充液率下NCPHP传热性能的影响较大，在低充液率及高加热功率下表现出更低的热阻；在最佳充液率下，冷却水温度的影响减弱，NCPHP传热性能相近。