平板型環(huán)路熱管啟動(dòng)特性數(shù)值模擬

王 迅，胡啟帆

(天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072)

近年來(lái)隨著電子技術(shù)的發(fā)展，電子設(shè)備日漸小型化和集成化，其熱流密度也隨之增加，而電子設(shè)備工作的穩(wěn)定性和可靠性對(duì)溫度十分敏感，在過(guò)高的溫度下工作，易發(fā)生故障和失效，甚至造成安全事故[1].電子設(shè)備的運(yùn)行實(shí)踐表明：隨著溫度的增加，電子元器件的失效率呈指數(shù)增長(zhǎng)[2]，有些電子器件，環(huán)境溫度每升高10℃，失效率甚至?xí)龃?倍以上[3]．環(huán)路熱管(loop heat pipe，LHP)作為一種高效傳熱元件，以蒸發(fā)器內(nèi)毛細(xì)芯提供的毛細(xì)力為驅(qū)動(dòng)力驅(qū)動(dòng)工質(zhì)循環(huán)流動(dòng)進(jìn)行熱量傳遞[4]，具有傳熱量大、控溫精度高、結(jié)構(gòu)緊湊、安裝方便等優(yōu)點(diǎn)，在電子冷卻方面具有很大的應(yīng)用前景．

平板型環(huán)路熱管在傳統(tǒng)圓柱型環(huán)路熱管基礎(chǔ)上，對(duì)蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，擁有更大的傳熱面積與更小的傳熱熱阻．同時(shí)，從場(chǎng)協(xié)同角度分析，平板型環(huán)路熱管蒸發(fā)器的溫度梯度和工質(zhì)流動(dòng)的速度梯度夾角較小[5]，具備更高傳熱效率．平板型環(huán)路熱管中蒸發(fā)器主要有層式和鏈?zhǔn)絻煞N結(jié)構(gòu)．層式厚度稍大，對(duì)于8 mm以下的安裝空間基本不適用，而鏈?zhǔn)皆诤穸壬峡勺龅? mm以下，因此鏈?zhǔn)叫驼舭l(fā)器在結(jié)構(gòu)厚度上與電子設(shè)備的輕薄化趨勢(shì)有更高的適配度，其特性研究也越來(lái)越受到重視．環(huán)路熱管啟動(dòng)過(guò)程中蒸發(fā)器溫度將達(dá)到運(yùn)行溫度上限，因此優(yōu)良的啟動(dòng)性能是環(huán)路熱管在實(shí)際應(yīng)用中能夠穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵，也是環(huán)路熱管研究中的重要問(wèn)題．目前對(duì)于平板型環(huán)路熱管的啟動(dòng)特性研究，研究對(duì)象以層式居多，具體研究以啟動(dòng)表現(xiàn)與啟動(dòng)影響因素為主．啟動(dòng)表現(xiàn)方面，Singh等[6]制作了一款鎳芯-水層式圓盤(pán)形蒸發(fā)器環(huán)路熱管，通過(guò)加熱實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)其最小啟動(dòng)功率為5 W，啟動(dòng)時(shí)間隨加熱功率減少而增長(zhǎng)，在10～20 W加熱功率下，環(huán)路熱管工作溫度出現(xiàn)振蕩，隨加熱功率繼續(xù)上升，溫度振蕩頻率增大但振幅降低．Li等[7]開(kāi)發(fā)了一款層式平板型環(huán)路熱管，通過(guò)紅外測(cè)溫的方法測(cè)量并記錄了毛細(xì)芯的溫度變化，并對(duì)造成溫度振蕩的原因進(jìn)行了總結(jié)．啟動(dòng)影響因素方面，龍延等[8]自行設(shè)計(jì)了一套層式平板型環(huán)路熱管，經(jīng)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，有傾角存在時(shí)，熱管具有更小的啟動(dòng)功率．劉志春 等[9]研究了同一平板型環(huán)路熱管分別以甲醇和丙酮為工質(zhì)時(shí)的啟動(dòng)差異，結(jié)果顯示，沸點(diǎn)低的工質(zhì)啟動(dòng)時(shí)間更短，但滿足不了高功率散熱需求．鏈?zhǔn)狡桨逍铜h(huán)路熱管方面，Becker等[10]設(shè)計(jì)了一款銅-水鏈?zhǔn)狡桨逍驼舭l(fā)器環(huán)路熱管，厚度為7 mm，通過(guò)改變蒸發(fā)器與冷凝器的相對(duì)位置，考察了全管的溫度變化，發(fā)現(xiàn)鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)LHP對(duì)工作方向的改變比較敏感. Maydanik等[11]制作了一款鏈?zhǔn)狡桨逍铜h(huán)路熱管，通過(guò)實(shí)驗(yàn)獲得了水平工作方向下，加熱負(fù)荷在5～1 200 W的大功率區(qū)間內(nèi)的熱管啟動(dòng)數(shù)據(jù)．目前對(duì)于平板型環(huán)路熱管的研究手段以實(shí)驗(yàn)為主，對(duì)于鏈?zhǔn)狡桨逍铜h(huán)路熱管的研究，數(shù)量相對(duì)較少且研究較為宏觀．蒸發(fā)器毛細(xì)芯中的沸騰現(xiàn)象，因其良好的傳熱性能，與傳熱效果密切相關(guān)[12]，對(duì)蒸發(fā)器影響很大，但實(shí)驗(yàn)研究很難獲得啟動(dòng)過(guò)程中毛細(xì)芯內(nèi)部沸騰相關(guān)信息．

本文以鏈?zhǔn)狡桨逍铜h(huán)路熱管核心部件——蒸發(fā)器為研究對(duì)象，對(duì)其建立三維模型進(jìn)行數(shù)值模擬，研究熱負(fù)荷、充液率和傾角等因素對(duì)其啟動(dòng)特性的影響，并通過(guò)監(jiān)測(cè)毛細(xì)芯內(nèi)部相圖，對(duì)啟動(dòng)過(guò)程中的蒸發(fā)器內(nèi)部沸騰過(guò)程進(jìn)行細(xì)化分析．

1 環(huán)路熱管系統(tǒng)簡(jiǎn)介

鏈?zhǔn)狡桨逍铜h(huán)路熱管系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示，由蒸發(fā)器、蒸汽管線、冷凝器、液體管線和儲(chǔ)液器組成．蒸發(fā)器內(nèi)液態(tài)工質(zhì)在熱負(fù)荷作用下受熱沸騰，產(chǎn)生的蒸汽從蒸汽槽道流出進(jìn)入蒸汽管線，在冷凝器中冷凝為液體并通過(guò)液體管線回流至儲(chǔ)液器對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行工質(zhì)補(bǔ)充，完成循環(huán)．

圖1 環(huán)路熱管系統(tǒng)Fig.1 Loop heat pipe system

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 物理模型

以環(huán)路熱管核心部件蒸發(fā)器和儲(chǔ)液器為研究對(duì)象進(jìn)行三維建模，蒸發(fā)器尺寸為50 mm×40 mm×8 mm，儲(chǔ)液器尺寸為30 mm×40 mm×8 mm，蒸汽槽道尺寸為30 mm×2 mm×1 mm，數(shù)量為2，儲(chǔ)氣層尺寸為2 mm×40 mm×8 mm，毛細(xì)芯孔隙率為67%．物理模型如圖2所示．蒸發(fā)器底面為加熱面．

圖2 物理模型Fig.2 Physical model

使用Gambit2.4.6對(duì)物理模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，分別建立9×104、21×104、45×1043套網(wǎng)格系統(tǒng)，導(dǎo)入Fluent進(jìn)行啟動(dòng)模擬，得到100 W加熱功率下，熱管穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)蒸發(fā)器出口溫度隨網(wǎng)格數(shù)的變化，來(lái)進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證，得出21×104網(wǎng)格系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行溫度的偏差為0.28%，因此選擇此組網(wǎng)格系統(tǒng)進(jìn)行模擬．

對(duì)不同位置點(diǎn)和截面進(jìn)行狀態(tài)監(jiān)測(cè)．監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別為蒸發(fā)器與儲(chǔ)液器連接面溫度Tei(監(jiān)測(cè)點(diǎn)1)、蒸汽槽道入口溫度Tgi(監(jiān)測(cè)點(diǎn)2)、蒸汽槽道出口溫度Tgo(監(jiān)測(cè)點(diǎn)3)和蒸發(fā)器出口溫度Teo(監(jiān)測(cè)點(diǎn)4)，監(jiān)測(cè)截面為過(guò)槽道截面A—A(y＝11mm)和儲(chǔ)氣層近出口截面B—B(x＝0.2mm)．分別對(duì)加熱功率為20W、50W、100W、200W，充液率為50%、60%、70%，蒸發(fā)器與儲(chǔ)液器整體傾角為0°、30°、45°、60°、90°的變工況條件下的環(huán)路熱管啟動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬．其中充液率變工況模擬在初始化設(shè)置時(shí)依據(jù)充液率不同進(jìn)行氣液區(qū)域patch，經(jīng)計(jì)算能夠確保各充液率工況下除充液率不同外，啟動(dòng)前初始狀態(tài)蒸汽槽道與儲(chǔ)氣層均為全汽狀態(tài)．傾角示意如圖3所示，通過(guò)改變蒸發(fā)器與儲(chǔ)液器整體與水平面夾角β來(lái)使內(nèi)部工質(zhì)達(dá)到一種類層式狀態(tài)，監(jiān)測(cè)并采集啟動(dòng)數(shù)據(jù)．

圖3 傾角示意Fig.3 Angle schematic

模擬遵循如下假設(shè)：多孔介質(zhì)為各項(xiàng)同性，忽略多孔介質(zhì)區(qū)域?qū)ν牧饔绊懀徽舭l(fā)器內(nèi)啟動(dòng)沸騰為流動(dòng)飽和沸騰，沸騰發(fā)生在整個(gè)液體內(nèi)部而非液面表面．

2.2 邊界條件處理及經(jīng)驗(yàn)參數(shù)選擇

啟動(dòng)前初始溫度為293K，加熱面為恒熱流密度加熱，入口選擇速度入口，入口速度，其中Q為熱負(fù)荷，γ為汽化潛熱，ρ為液態(tài)工質(zhì)密度，S為入口橫截面積．出口選擇壓力出口．蒸發(fā)器和儲(chǔ)液器連接面、蒸汽槽道各面為interior，其余壁面為絕熱 壁面．

多孔介質(zhì)黏性阻力系數(shù)1/α和慣性阻力系數(shù)c2由厄根經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算所得，即

式中：Dp為毛細(xì)芯孔徑；ε為孔隙率．

2.3 蒸發(fā)-冷凝模型

環(huán)路熱管啟動(dòng)過(guò)程中存在相變，蒸發(fā)和冷凝過(guò)程由蒸汽輸運(yùn)方程控制，輸運(yùn)方程為

式中：v為氣相；l為液相；ρv為氣體密度；Vv為氣化速率；分別為蒸發(fā)與冷凝引起的傳質(zhì)速率.

2.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性，取文獻(xiàn)[10]中的鏈?zhǔn)狡桨逍铜h(huán)路熱管為原型，以本文模型為框架，對(duì)其80mm(長(zhǎng))×42mm(寬)×7mm(高)的橢圓盤(pán)式蒸發(fā)器建立等體積等截面積的近似模型，進(jìn)行模擬計(jì)算，并對(duì)模擬熱阻與文獻(xiàn)[10]中實(shí)驗(yàn)熱阻進(jìn)行對(duì)比，具體數(shù)據(jù)如表1所示，二者的運(yùn)行熱阻最大誤差為10.8%．

表1 模型驗(yàn)證熱阻對(duì)比Tab.1 Contrast of thermal resistance

3 模擬結(jié)果討論

3.1 相圖分析

圖4為環(huán)路熱管在0°傾角、熱負(fù)荷100W、充液率60%工況下，截面A—A在啟動(dòng)過(guò)程中不同時(shí)間點(diǎn)的氣相占比云圖，顯示了隨著蒸發(fā)器底部熱源熱量的持續(xù)輸入，蒸發(fā)器內(nèi)氣液兩相分布的演變過(guò)程．由圖4可知，蒸發(fā)器底部液體受熱達(dá)到飽和溫度時(shí)沸騰發(fā)生，開(kāi)始產(chǎn)生氣體，6.7s時(shí)的相圖顯示底部氣體含量出現(xiàn)明顯增加，隨著蒸汽含量的增大，出現(xiàn)氣液兩相的分層流動(dòng)，氣體主要集中在蒸發(fā)器前段下部，液體聚集在中部，并被部分?jǐn)y帶至儲(chǔ)氣層沉積，8s時(shí)液體回流，儲(chǔ)液器對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行液體補(bǔ)充，蒸發(fā)器內(nèi)液相占比增加，兩相相間界面出現(xiàn)波動(dòng)，再經(jīng)過(guò)一段時(shí)間后，熱管實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定運(yùn)行，蒸發(fā)器內(nèi)氣液分布最終呈現(xiàn)氣相主要集中在前段，后段氣液相規(guī)則分布的狀態(tài)．

圖4 過(guò)槽道截面相圖Fig.4 Phase contour of volume fraction at different time

3.2 熱負(fù)荷對(duì)環(huán)路熱管啟動(dòng)的影響

圖5為環(huán)路熱管在0°傾角、60%充液率工況下，不同熱負(fù)荷的啟動(dòng)特性曲線．當(dāng)熱負(fù)荷分別為20W、50W、100W、200W時(shí)，熱管啟動(dòng)完成的時(shí)間分別為28.5s、18.0s、12.5s、7.5s，啟動(dòng)時(shí)間隨熱負(fù)荷增大明顯縮短．不同熱負(fù)荷下的啟動(dòng)特性曲線的共同特征在于：①啟動(dòng)曲線均存在兩段溫升，第1段溫升速率主要由金屬導(dǎo)熱造成，速率較小，當(dāng)最靠近熱源的底部液體達(dá)到飽和溫度，沸騰發(fā)生，沸騰對(duì)流傳熱導(dǎo)致第2段溫升發(fā)生，溫升速率明顯增加，因此熱管啟動(dòng)過(guò)程中的溫升主要由蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)沸騰導(dǎo)致；②蒸汽槽道出口溫度Tgo始終高于蒸發(fā)器出口溫度Teo，且Teo兩段溫升速率均小于槽道內(nèi)部監(jiān)測(cè)點(diǎn)，一段溫升速率較槽道內(nèi)部監(jiān)測(cè)點(diǎn)低，原因在于，儲(chǔ)氣層底部無(wú)熱源且內(nèi)部無(wú)毛細(xì)芯，金屬導(dǎo)熱量小于蒸發(fā)器內(nèi)部金屬導(dǎo)熱；對(duì)于二段溫升，沸騰啟動(dòng)無(wú)法避免液體攜帶現(xiàn)象，儲(chǔ)氣層內(nèi)出現(xiàn)液體沉積，后續(xù)蒸汽槽道內(nèi)因持續(xù)吸收熱量而過(guò)熱的氣體流經(jīng)儲(chǔ)氣層時(shí)與沉積液體發(fā)生熱交換，使得Teo的上升趨勢(shì)呈現(xiàn)振蕩式上升且始終低于蒸汽槽道出口溫度．啟動(dòng)曲線差異體現(xiàn)在，20W低熱負(fù)荷加熱時(shí)，回流液體對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行液相補(bǔ)充，對(duì)蒸發(fā)器溫度造成顯著影響，25s時(shí)各點(diǎn)溫度出現(xiàn)突降，隨熱負(fù)荷增加，回流液體對(duì)蒸發(fā)器溫度的影響減弱．

圖5 不同熱負(fù)荷下熱管啟動(dòng)特性曲線Fig.5 Process of LHP start-up at different heat loads

20W、50W、100W、200W熱負(fù)荷下，熱管穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的蒸發(fā)器出口工質(zhì)氣含率分別為0.84、0.90、0.93、0.98．圖6為不同熱負(fù)荷下熱管穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，儲(chǔ)氣層內(nèi)截面B—B的氣相云圖，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，大熱負(fù)荷條件下，熱管穩(wěn)定運(yùn)行后，儲(chǔ)氣層內(nèi)沉積液體更少，出口蒸汽質(zhì)量更高．因此，當(dāng)熱管首次使用時(shí)，可選擇合理范圍內(nèi)的高熱負(fù)荷運(yùn)行，以減少儲(chǔ)氣層的液體沉積，為后續(xù)運(yùn)行提供更高的啟動(dòng)質(zhì)量．

圖6 不同熱負(fù)荷儲(chǔ)氣層B—B截面相圖Fig.6 Phase contour of section B—B on different heat load

3.3 充液率對(duì)熱管啟動(dòng)的影響

表2為0°傾角、100W熱負(fù)荷時(shí)，不同充液率條件下的熱管啟動(dòng)數(shù)據(jù)表，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，充液率由50%增加至70%的過(guò)程中，蒸發(fā)器中氣體生成，啟動(dòng)開(kāi)始的時(shí)間增加，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定運(yùn)行，啟動(dòng)完成的時(shí)間縮短，穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)出口溫度降低1.4K．大充液率條件下，環(huán)路運(yùn)行需要更大的蒸汽壓力，對(duì)應(yīng)的蒸發(fā)溫度隨之上升，因此啟動(dòng)開(kāi)始時(shí)間變長(zhǎng)．隨著毛細(xì)芯前段液層不斷蒸發(fā)，蒸發(fā)器需要從儲(chǔ)液器中抽吸液體進(jìn)行工質(zhì)補(bǔ)充，充液率增大，工質(zhì)質(zhì)量增加時(shí)，抽吸速率也隨之增加，使熱管工作溫度能夠更快地趨穩(wěn)．同時(shí)，充足的工質(zhì)使蒸發(fā)器中的熱量更容易導(dǎo)出，使得熱管穩(wěn)定運(yùn)行溫度降低．圖7為不同充液率下截面A—A的氣相云圖，相圖顯示，大充液率條件下，熱管穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，蒸發(fā)器內(nèi)的氣液相分布更為均勻，熱管工作安全性能更優(yōu)．

圖7 不同充液率A—A截面相圖Fig.7 Phase contour of section A—A at different filling ratio

3.4 傾角對(duì)熱管啟動(dòng)的影響

圖8和圖9分別為系統(tǒng)在100W熱負(fù)荷、60%充液率時(shí)，不同傾角下的啟動(dòng)時(shí)間和穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度．對(duì)比發(fā)現(xiàn)，傾角存在時(shí)，蒸發(fā)器各監(jiān)測(cè)點(diǎn)穩(wěn)定運(yùn)行溫度有2K左右的溫降，系統(tǒng)啟動(dòng)時(shí)間小幅減少．因?yàn)閮A角存在時(shí)，重力輔助做功，使工質(zhì)流動(dòng)阻力與系統(tǒng)運(yùn)行需要的毛細(xì)驅(qū)動(dòng)力減小，同時(shí)，液態(tài)工質(zhì)能夠更好地對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行補(bǔ)償，且傾角的存在改變了儲(chǔ)液器內(nèi)的氣液分布狀態(tài)，增大了儲(chǔ)液器與蒸發(fā)器連接面上的液相分布面積，有效阻隔了氣體向儲(chǔ)液器內(nèi)逸散，減少了漏熱，使系統(tǒng)能夠更快地完成啟動(dòng)，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定運(yùn)行．

圖8 不同傾角下的啟動(dòng)時(shí)間Fig.8 Start-up time at different inclinations

圖9 不同傾角下各點(diǎn)運(yùn)行溫度Fig.9 Operating temperature at different inclinations

4 結(jié) 論

本文對(duì)鏈?zhǔn)狡桨逍铜h(huán)路熱管的啟動(dòng)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了熱負(fù)荷、充液率、傾角對(duì)環(huán)路熱管啟動(dòng)的影響，得到以下結(jié)論．

(1) 環(huán)路熱管啟動(dòng)過(guò)程中有兩次氣體匯聚過(guò)程：第一次發(fā)生在啟動(dòng)開(kāi)始階段，氣體主要集中在以蒸汽槽道為中心的蒸發(fā)器前段下部，匯聚時(shí)間較短；第二次發(fā)生在啟動(dòng)完成，穩(wěn)定運(yùn)行階段，氣體主要集中在蒸發(fā)器前段，所占體積較大且形狀較為規(guī)則．

(2) 環(huán)路熱管啟動(dòng)特性受熱負(fù)荷影響，熱負(fù)荷越大，啟動(dòng)時(shí)間越短，啟動(dòng)溫升越大；蒸發(fā)器溫升由金屬導(dǎo)熱和沸騰相變傳熱共同導(dǎo)致，以后者為主；蒸發(fā)器穩(wěn)定運(yùn)行溫度受回流液體溫度影響，熱負(fù)荷越大，其影響越小；熱負(fù)荷由20W增加至100W，蒸發(fā)器出口蒸汽氣含率提高16%，能夠明顯提高蒸汽質(zhì)量，同時(shí)減少儲(chǔ)氣層積液，因此，熱管首次使用時(shí)可在合理范圍內(nèi)選擇高熱負(fù)荷啟動(dòng)，為后續(xù)運(yùn)行提供更高的啟動(dòng)質(zhì)量．

(3) 充液率由50%增加至70%時(shí)，啟動(dòng)過(guò)程縮短37.2%，穩(wěn)定運(yùn)行溫度降低1.4K，且蒸發(fā)器內(nèi)氣液分布更為均勻，啟動(dòng)更安全，因此適當(dāng)提高充液率可以對(duì)環(huán)路熱管啟動(dòng)實(shí)現(xiàn)優(yōu)化．

(4) 傾角存在可以更好地補(bǔ)充蒸發(fā)器內(nèi)液體工質(zhì)，使環(huán)路熱管穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)蒸發(fā)器工作溫度降低2K左右，減少漏熱并縮短啟動(dòng)時(shí)間．