本文根據熱管各部分的功能差異，以納米多孔銅粉和不規則銅粉為原料，設計并制備了一種新型多尺度復合結構多孔芯熱管；該熱管蒸發段多孔芯為兩層結構，管壁側為由納米多孔銅粉燒結而成的小孔隙層，工質腔側為由不規則銅粉燒結而成的大孔隙層，絕熱段和冷凝段多孔芯則均為由不規則銅粉燒結而成的大孔隙層。采用自組裝的傳熱性能測試裝置研究了熱管的傳熱性能。結果表明：多尺度復合結構多孔芯的小孔隙層可以提供較高的毛細力，大孔隙層可以提供較大的工質流動通道，從而提升熱管傳熱能力；與單層均勻多孔芯熱管相比，多尺度復合結構多孔芯熱管表現出了更高的抗重力傳熱能力，在完全抗重力條件下(傾斜角度為90°)的傳熱極限功率高達90W，比由納米多孔銅粉和不規則銅粉燒結而成的單層均勻多孔芯熱管分別提升了2.9倍和2.3倍。

1 試樣制備與試驗方法 ?

1.1 試樣制備

      試驗材料包括不規則CuZn50合金粉、不規則銅粉、磷脫氧銅管、高純水以及不銹鋼芯棒。

     采用腐蝕脫合金化技術制備納米多孔銅粉。搭建如圖1所示的腐蝕裝置，腐蝕液組成為1.5mol·L-1NH4Cl和3mol·L-1HCl，通入氬氣除氧后將燒瓶放置于恒溫水浴鍋中，再倒入CuZn50合金粉，腐蝕后清洗干燥得到納米多孔銅粉。將制備的納米多孔銅粉過兩層篩網，不規則銅粉同樣過兩層篩網，取兩層篩網中間的物料作為制備熱管多孔芯的原料。

     多孔芯熱管的常規制備過程如圖2所示。使用銅管切割機將磷脫氧銅管切割成長度在237~257mm的短管，再使用銅管縮管機將銅管一端的外徑從6mm旋壓模鍛至4mm，內徑為3.6mm，縮管部分長50mm。將不銹鋼芯棒表面均勻涂抹脫模劑，干燥后插入到磷脫氧銅管中，固定于銅管正中以保證在銅管內壁燒結得到厚度均勻的多孔芯。在銅管和芯棒之間的空隙中填入原料粉末，放入石英管式爐中進行燒結，同時向爐內通入氬氣以避免試樣氧化。試樣燒結冷卻后，用鉗子緩慢將不銹鋼芯棒取出，對銅管的填粉端側進行管徑收縮及焊接封口處理，然后從縮管端向銅管內注入高純水。為了去除銅管內的空氣,使用旋轉真空泵進行抽真空處理，為避免管內高純水的蒸發，調節針形閥將真空泵在1.01×105Pa氣壓下的抽氣流量控制在0.1~0.3m3·h-1之間。抽真空操作結束后，利用銅管冷焊封口機進行機械冷焊和二次除氣，最后用氬弧焊機對銅管兩端進行永久密封，得到多孔芯熱管。

      研究人員構建的多尺度復合結構多孔芯的制備工藝如下：第一步，制備蒸發段管壁側由納米多孔銅粉燒結而成的小孔隙層。首先在銅管中放入直徑為4.2mm的不銹鋼芯棒，在芯棒和銅管之間的空隙中填充納米多孔銅粉，粉末振實后的高度為50mm(保證多孔銅粉只充滿熱管的蒸發段)，然后將整個試樣豎直放入燒結爐中，在800℃下燒結30min，在蒸發段管壁側獲得厚度為0.5mm的小孔隙層。第二步，制備蒸發段工質腔側以及絕熱段和冷凝段由不規則銅粉構成的大孔隙層。在第一步燒結的試樣中放入直徑3.0mm的不銹鋼芯棒，在芯棒和銅管之間的空隙中填充不規則銅粉，振實后將整個試樣豎直放入燒結爐中，在800℃下燒結30min，從而獲得大孔隙層，其中蒸發段工質腔側大孔隙層厚0.6mm，絕熱段和冷凝段厚度均為1.1mm。最終燒結得到的多尺度復合結構多孔芯孔隙結構如圖3所示。

     為了進行對比，還制備了兩種單層均勻多孔芯熱管。一種多孔芯由納米多孔銅粉燒結而成(簡稱單層芯A)，其孔結構包含納米多孔銅粉本身的納米孔和顆粒燒結形成的微米孔；另一種多孔芯由不規則銅粉燒結而成(簡稱單層芯B)，其孔結構為顆粒燒結形成的微米孔。這兩種多孔芯的厚度也均為1.1mm。納米多孔銅粉和不規則銅粉燒結而成的單層均勻多孔芯熱管中的充液量分別為1.76，1.55g，多尺度復合結構多孔芯熱管中的充液量為1.80g。

1.2 試驗方法

      在熱管蒸發段和冷凝段中部位置橫向剖開，利用場發射掃描電鏡(FESEM)觀察多孔芯的微觀孔結構。采用如圖4所示自組裝的傳熱性能測試裝置對熱管進行傳熱性能測試，該裝置主要由直流穩壓電源、加熱銅塊、冷卻銅塊、冷卻風扇以及溫度數據采集系統組成。加熱銅塊上表面開設半圓形凹槽，內置3根加熱棒與電源相連；冷卻風扇固定在冷卻銅塊的下方，冷卻銅塊上表面同樣開設半圓形凹槽；利用一臺數據采集器、電腦和13根K型熱電偶來進行溫度數據采集，其中t1和t13分別為加熱銅塊和冷卻銅塊的溫度，t2~t6為熱管蒸發段壁面溫度，t7為絕熱段溫度，t8~t12為熱管冷凝段壁面溫度。

      將熱管的蒸發段和冷凝段分別嵌在加熱銅塊和冷卻銅塊的凹槽內，分別傾斜3個角度(0°，30°和90°)進行抗重力傳熱性能測試。在熱管與銅塊之間間隙處填入導熱硅脂以減小接觸熱阻。試驗時，先開啟散熱風扇并啟動數據采集系統，經過約60s后，啟動測試程序進行加熱，初始加熱功率為5W，每隔5min加熱功率增加5W。當熱管加熱段溫度t1明顯高于t2或者t2明顯高于t3后，停止試驗。

      根據測試得到的溫度計算熱阻，計算公式為

2 試驗結果與討論 ?

2.1 多尺度復合結構多孔芯的微觀結構

     由圖5可以看出，多尺度復合結構多孔芯熱管蒸發段的孔芯為雙層結構：第一層為管壁側燒結納米多孔銅粉形成的小孔隙層，其孔結構包含納米多孔銅粉顆粒內部和表面的納米孔，還包含顆粒之間燒結形成的孔隙；第二層為工質腔側由不規則銅粉顆粒燒結形成的大孔隙層。絕熱段和冷凝段多孔芯結構相同，均為由不規則銅粉燒結形成的大孔隙層。

2.2 多孔芯孔結構對熱管傳熱性能的影響

     在傳熱性能的測試過程中，當熱管蒸發段加熱功率低于其傳熱極限功率時，蒸發段不同位置的溫度會很均勻；而當加熱功率超過傳熱極限功率時，熱管蒸發段多孔芯內的工質就會發生干涸，此時施加的一部分熱量并不是通過相變快速傳遞至冷凝段，而是直接使加熱銅塊、管殼和多孔芯過熱，從而出現溫度t2高于t3，接著t3高于t4的現象，此時溫度t1與t6的差值也會立刻增大，熱阻急劇增加。因此，根據熱阻的變化可以判斷熱管的傳熱極限功率。

      由圖6可以看出：在水平條件下(傾斜角度0°)，隨著加熱功率的增加，單層均勻多孔芯(單層芯A和單層芯B)熱管和多尺度復合結構多孔芯熱管的熱阻均逐漸減小，這可能是因為加熱功率的增加使得蒸發段多孔芯內的工質因蒸發而減少，并且逐漸向管壁方向移動，徑向傳熱路徑變短，導致熱阻降低。當加熱功率超過100W時，3種熱管的熱阻依舊呈下降趨勢，因此水平條件下不同熱管的傳熱極限功率均超過100W。

     在抗重力條件下(傾斜角度30°)，由不規則銅粉和納米多孔銅粉燒結而成的單層芯B熱管和單層芯A熱管的熱阻分別在加熱功率為50W和85W時由下降趨勢轉變為增大，說明二者的傳熱極限功率分別為50，85W；傳熱極限功率相比于水平條件發生不同程度的降低，這是因為熱管向反重力方向傾斜時，蒸發段的工質向冷凝段運動需要克服額外重力，因此熱阻增大。在抗重力條件下，多尺度復合結構多孔芯熱管的傳熱極限功率仍然超過100W。這是因為多尺度復合結構多孔芯熱管蒸發段的小孔隙層可以產生很高的毛細力，絕熱段和冷凝段的大孔隙則能提供較大的工質流動通道，促進工質從冷凝段回流至蒸發段，從而提升傳熱極限功率。

     在完全反重力的條件下(傾斜角度90°)，由于蒸發段工質向冷凝段運動時受到更高重力的作用，兩種單層均勻多孔芯熱管的傳熱極限功率顯著下降，單層芯A 熱管和單層芯B熱管分別降至23W和27W；多尺度復合多孔芯熱管的傳熱極限功率仍高達90W。

     多尺度復合結構多孔芯熱管的高傳熱能力歸功于多孔芯的結構與其功能之間的適應性。從熱管的軸向角度看，蒸發段的多尺度復合結構多孔芯含有小孔隙層，保證了較高的毛細力來驅動工質循環；絕熱段和冷凝段具有較大的孔隙，為工質流動提供了更大的通道，工質流動阻力減小，滲透率提高，從而增強了液體補償能力，使得熱管具有更強的耐干涸性。從熱管的徑向角度來看，蒸發段多尺度復合結構多孔芯的徑向為具有不同孔徑的兩層孔結構，且孔徑減小的方向與熱管受熱運行時多孔芯內工質的下降方向一致。隨著熱負荷的增加，更多工質下降進入孔隙更小的納米多孔銅粉小孔隙層，從而獲得更大的毛細力。綜上所述，多尺度復合結構多孔芯熱管的蒸發段提供了較大的毛細力，促進熱管傾斜時蒸發段的工質向冷凝段的運輸，同時絕熱段和冷凝段提供了低阻力的流動通道，保證了冷凝段內的工質回流至蒸發段。

3 結 論 ?

     (1) 根據多孔芯熱管不同部位的功能差異，設計并制備了一種多尺度復合結構多孔芯熱管。該多尺度復合結構多孔芯熱管蒸發段的多孔芯為兩層孔隙結構，管壁側為由納米多孔銅粉燒結而成的小孔隙層，可以提供較高的毛細力，工質腔側為由不規則銅粉燒結而成的大孔隙層；絕熱段和冷凝段多孔芯均為由不規則銅粉燒結而成的單層大孔隙層，可以提供較大的工質流動通道，減小工質的流動阻力，提高滲透性。

     (2) 多尺度復合結構多孔芯熱管在水平條件下的傳熱極限功率超過100W；與單層均勻多孔芯熱管相比，多尺度復合結構多孔芯熱管表現出了更高的抗重力傳熱能力，在完全抗重力條件下(傾斜角度為90°)的傳熱極限功率高達90W，比由納米多孔銅粉和不規則銅粉燒結而成的單層均勻多孔芯熱管分別提升了2.9倍和2.3倍。

引用本文：

蔣雪微，連利仙，唐海，等.多尺度復合結構多孔芯熱管的制備及其傳熱特性[J].機械工程材料，2022，46（7）：32-37.