充液率对单环路脉动热管启动运行的影响(2)

由图6也可以看出，在这2种不同充液率下，单环路脉动热管的启动运行也存在一定的差别。首先是启动过程的差异，从冷凝夹套进出口温差可以

82 中国电机工程学报第31卷

温度/℃

测试时间/s

(a) 充液率50%

图7 低充液率下PHP启动过程中管内工质分布的转化 Fig. 7 Transaction of flow pattern in the tested PHP

with low filling ratio during startup period

温度/℃

测试时间/s

(b) 充液率70%

图6 PHP试件启动运行过程中测点温度变化

Fig. 6 Temperatures variations of the tested PHP from startup to operation

看出，50%充液率下热管启动运行是一个缓慢连续的过程，而70%充液率下热管启动是一个阶跃的过程；其次，70%充液率下热管更容易启动，从蒸发夹套水温可以看出，70%充液率下蒸发夹套平均水温接近59 ℃时热管启动运行，而50%充液率下蒸发夹套平均水温接近64 ℃时热管才启动运行；再者，70%充液率下热管测点温度脉动频率较高。出现这种运行状况很大程度上由于高充液率下管内工质分布的液塞较长，而长液塞内气泡生成后过热膨胀较短液塞内更充分，产生的密度变化及压力变化程度较剧烈，因而多个长液塞内产生气泡后膨胀的作用使得工质振荡流动剧烈程度较大，加剧蒸发段的传热，更容易使液体工质气化产生气泡，驱动热管运行起来。

3.2 低充液率下单环路脉动热管的启动运行

低充液率下，热管难以启动运行。30%充液率下进行了2次测试(Test1, Test2)，出现了相同的结果。图7所示描述了30%充液率下热管的启动情况。随着蒸发段加热温度的升高，蒸发段液态工质内产生气泡，进而出现左右振荡，且振荡流动不断加剧，然而在加剧过程中未出现单向流动。

振荡流动加剧的过程中，回流至蒸发段的液塞中汽化产生的气泡膨胀将液塞挤压为筒状液膜，冲

破液膜后，汽态工质继续冲向“U”型管段两臂内的工质，对液态工质产生挤压，管中心挤压大，管壁挤压小，“U”型管左右管臂内液态工质在受重力回流过程中会形成环状流，由于充液率低，回流工质液膜厚度增加有限，不会再次形成塞状流。这样，回流至蒸发段的工质以环状液膜存在，此时蒸发段内不再出现气泡生成的工质相变，而是以薄液膜蒸发产生工质相变，液膜蒸发产生的汽态工质不断冲击挤压“U”型管段左右管臂内液塞，液态工质以环状流型回流至蒸发段，液膜蒸发形成的汽态工质产生的冲击远不如气泡生成、膨胀产生的冲击，受冲击挤压形成的回流液有限，随着蒸发段温度升高，环状液膜回流过程中就逐步被蒸干；与此同时，“U”型管段左右管臂内汽塞或上浮至冷凝段，或受冲击后由液塞携带至冷凝段。在此过程中，上浮冲出液塞的汽态工质冷凝形成液膜回流至液塞，由液塞携带的汽塞冷却后会逐渐变小，冷凝形成液态并入液塞，最终在绝热段两管臂上形成了对称分布的大段液柱，蒸发段完全形成了汽柱，出现干烧，而液塞对称分布于“U”型弯两管臂，达到了平衡状态。

上述过程可以看作是狭小空间内泡态沸腾转化为膜态沸腾的一个过程，图8描述了2个测试过程中各测点温度的变化。可以看出，最终蒸发段温度(T5, T6)与蒸发夹套热水温度趋于一致，绝热段测点(T3, T4)温度及冷凝段测点(T1, T2)温度与冷凝夹套水温趋于一致，且无热量传递，明显处于传热恶化状态。

为打破上述平衡状态，实验过程中尝试在其中一个管臂的某一段液塞处施加热扰动(以注射器抽取热水浴中热水喷射在相关管段，使得该管段长液

(a) Test1

温度/℃

70 60 50 40 30 0

1 000

2 000 3 000 测试时间/s (b) Test2

4 000

冷凝夹套进出水温马上出现温差并逐渐趋于稳定，蒸发段、冷凝段、绝热段测点温度分布出现了差异，

70温度/℃

60504030

测试时间/s

图8 30%充液率下PHP启动过程中测点温度变化情况 Fig. 8 Temperatures variations of the tested PHP with 30% filling ratio during startup period

塞内能够产生气泡，打破平衡)，结果表明，热管启动并运行起来，热扰动施加后管内工质流动情况变化如图9所示。

图10 Test 1中实施热扰动后PHP各测点温度变化 Fig. 10 Temperatures variations of the tested

PHP after extra heating in Test1

Test2实验过程中，单次热扰动不能使热管稳定的运行，如图11所示。T3处间歇施加热扰动的

温度/℃

图9 实加热扰动后PHP启动运行

Fig. 9 Tested PHP started up after extra heating

热扰动的施加使得长液塞内汽化产生气泡，气泡的膨胀使液塞断裂为2段，其中一部分至蒸发段，回至蒸发段的液塞同样受热产生气泡，气泡的膨胀产生环状液膜，膨胀冲出的汽态工质进一步冲击液塞，管内出现了工质的左右振荡，振荡过程中，大段液塞回流至蒸发段，产生气泡膨胀，进一步加剧振荡，同时，冷凝段“N”型弯处由于液体工质与管壁的黏滞及表面张力作用，振荡流动过程中大段液塞分散成小段液塞，同样，蒸发段“U”型弯处的大段液塞也会有所分散，流经蒸发段为塞状流与环状流，液塞内气泡的形成会重新成为工质单向流动的驱动力，促使热管启动运行。

运行过程中，若始终有较大段液塞流经蒸发段，就不会出现上述启动过程中出现的平衡状态，始终稳定运行，如Test1；若运行过程中液塞越来越分散，则回流至蒸发段液塞可能又逐渐形成只有

测试时间/s

7565

温度/℃

55453525

测试时间/s

(b) T3处连续热扰动

图11 Test 2 中实施热扰动后PHP测点温度变化 Fig. 11 Temperatures variations of the tested PHP

after extra heating in Test2

84 中国电机工程学报第31卷

及T1、T2的变化情况有明确的反映，热扰动强度一旦减弱，测点T5温度便趋于蒸发夹套热水温度T8，测点T1、T2温度趋于冷凝夹套水温T10。只有通过连续施加热扰动，如图11(b)所示，热管才能保持稳定运行。

上述实验现象表明，低充液率确是单环路脉动热管启动运行的约束条件，对于单环路脉动热管而言，30%以下充液率容易出现稳定的膜态沸腾而使得热管难以启动；局部的热扰动能够促使低充液率下单环路脉动热管的启动运行，考虑到多弯环路热管中存在多个弯段进行加热，很大程度上会促使局部热扰动加剧而有利于热管的启动运行，且相关文献研究表明，环路脉动热管弯数超出一定数后热管启动不受重力影响，也说明了环路脉动热管多处受热有利于热管启动运行，具体的机制还需要更加深入的研究。

3.3 稳定运行中不同充液率下单环路脉动热管的传热效果

不同充液率稳定运行条件下，单环路脉动热管传热效果评价如图12所示。稳定运行中，30%充液率(Test1中施加热扰动后稳定运行工况)传热效果较50%和70%略优。低充液率(30%)下的运行过程中，蒸发段及冷凝段工质流型多为环状流，相应地存在薄液膜蒸发及膜状凝结换热；而较高充液率(50%, 70%)的运行过程中，管内工质流型多为塞状流，蒸发段产生汽泡形成相变换热，而冷凝段多为塞状流冲刷，少见环状流，所以在较低充液率下运行时，单环路脉动热管传热中潜热传递占优，这很可能是低充液率运行中传热效果占优的原因。

4 结论

通过本次实验研究，关于充液率对单环路脉动热管启动运行的影响可得到如下结论：

1）充液率影响单环路脉动热管的正常启动，较高充液率(50%, 70%)下，单环路脉动热管能够顺利地启动运行，低充液率(30%)难以启动，管内工质由起初的振荡流动逐步形成稳定的平衡分布状态，需要通过局部施加热扰动才能启动运行。

2）充液率影响单环路脉动热管稳定运行，较高充液率(50%, 70%)下，管内工质由起初往复振荡流动逐步形成稳定单向流动，气泡的不断生成为稳定单向流动提供驱动力；低充液率(30%)下通过热扰动运行后，也有逐步出现干烧，形成液塞对称平衡分布的状态而停止运行。

3）低充液率下形成的平衡状态需要短暂热扰动或者连续的热扰动才能被打破，进而促使热管启动运行，相对于多弯环路脉动热管而言，多弯段的加热很大程度上增加了热扰动因素，这很可能是多弯环路脉动热管更低充液率能够启动的原因。

4）70%充液率下，单环路脉动热管更易启动，且传热效果优于50%充液率，建议应用中单环路脉动热管取较高的充液率。

5）低充液率下，若能启动运行，管内工质于蒸发段和冷凝段多为环状流，高充液率下运行中，管内工质流行以塞状流为主，环状流型下产生液膜的蒸发和凝结相变换热，因而潜热传递在总热量传递中相对占优，需要通过进一步研究明确以潜热传递占优的稳定运行条件。

0.600.50

R/(℃/W)

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Q/W

0.400.30

0.20

充液率/%

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