大长径比热虹吸管微倾角下传热特性的实验研究

收稿日期：2015-02-16。

作者简介：陈苏苏（1990-），女，硕士研究生，研究方向为高效传热传质设备及新能源开发利用技术。

E-mail ：chensusu@ 通讯作者：许辉（1981.1-），男，副教授，研究方向为高效传热传质设备及新能源开发利用技术。

E-mail ：xuhui2762@
大长径比热虹吸管微倾角下
传热特性的实验研究
陈苏苏1，许
辉1，张
红1，2
（1.南京工业大学能源学院，江苏南京211816；2.常州工学院，江苏常州
213002）
摘
要：文章针对不同充液量且长径比均为191的铜-水热虹吸管进行了实验研究，并对比分析了其在水平及
微倾角状态下的传热特性。

在冷却水流量恒定状态下，测量不同加热功率的热虹吸管轴向各测点温度及冷却水进出口水温，考察热虹吸管的轴向温度分布特点及变功率时各测点温度响应情况，计算对比分析热虹吸管的等效对流换热系数。

实验结果表明，水平状态下，充液率为20%，30%和45%的热虹吸管，即使在低加热功率下也无法良好传热；充液率为14%的热虹吸管，在加热功率低于10W 时，传热性能良好。

微倾角状态下，充液率为
14%的热虹吸管传热性能大为改善，其蒸发段、冷凝段及等效对流换热系数均随着加热功率的增大而增大，但在
加热功率达到40W 时会出现温度振荡现象。

关键词：水平；微倾角；热虹吸管；大长径比；传热特性中图分类号：TK124；TK172.4
文献标志码：A
文章编号：1671-5292（2015）06-0851-08
0引言
热虹吸管（又称重力热管）是在地面应用中最
常见的一种无芯热管，与普通有芯热管相比，它省去了复杂的吸液芯结构，因此其结构更简单，制造更方便，成本更低廉，且不再受到毛细极限的约束，更具有应用优势[1]。

传统观念认为，热虹吸管工作时轴向应设有较大的高度差，否则工质将无法回流，影响其工作性能。

因此在一些需要热管微倾角甚至水平布置的场合，通常要在热虹吸管中增设吸液芯结构，由此带来了成本的增加。

到目前为止，竖直及大倾角放置热虹吸管的性能研究已十分普遍，而对于水平或微倾角放置热虹吸管的性能研究则甚少。

张于峰[2]实验研究了碳钢-水热虹吸管在不同操作参数下的传热性能，研究表明其最佳操作倾角区间为20～45°。

Cho [3]研究了倾角对轴向加翅片的热虹吸管传热
性能的影响，结果发现倾角对冷凝段有较显著影响，且倾角为40～50°时，该热虹吸管冷凝段达到最佳传热性能。

陶汉中[4]实验研究了用于太阳能热水装置的热虹吸管，并建立了一定倾角下冷凝段的传热模型，结果表明，倾角在10～50°变化时，蒸汽在上升过程中就已全部凝结并未到达该热虹
吸管顶端，从而使冷凝段有效长度变短；且其他参数不变，倾角减小将使得冷凝段的有效换热长度减小。

葛洪川[5]提出了可以水平传热的无芯水平热虹吸管产品，但并未具体给出产品的结构参数（包括工质种类、充液率等），也未提供该热虹吸管传热性能的实验测试数据。

此外，通常热虹吸管应用于工业和民用领域中，特别是在一些新兴行业，如太阳能利用和电子设备散热等方面，均呈现大长径比特征[6]。

然而，热虹吸管内部的流动和传热机理十分复杂，存在气液两相流动、液体沸腾传热、蒸汽冷凝以及液体回流等过程，不仅涉及到传热传质学，也涉及到热力学问题，目前尚无成熟的理论模型能够描述其整个传热过程。

因此，通过实验研究大长径比热虹吸管在水平或微倾角状态下的传热特性可以为其传热机理的研究提供依据，并进一步拓宽其应用范围。

本文通过实验及分析，对5种不同充液量且长径比（该热虹吸管总长与内径的比值）均为191的铜-水热虹吸管，在水平及微倾角（小于5°）状态下运行时的轴向温度分布特点和传热特性进行了研究。

1理论基础-传热性能评价指标
可再生能源
Renewable Energy Resources
第33卷第6期2015年6月
Vol.33No.6Jun.2015
·851·
DOI:10.13941/ki.21-1469/tk.2015.06.008
图1热虹吸管轴向温度测点布置
Fig.1Axial temperature measuring points arrangement of the thermosyphon
为减小热损失难以准确估算所造成的误差，实验研究中一般以输出功率（即冷却水的冷却功率）作为热虹吸管蒸发段的实际传热功率：
Q=Q c =ρvc p （t o -t i ）（1）
式中：Q c 为冷却水的冷却功率，W ；ρ为水的密度，
kg/m -3；v 为冷却水的体积流量，m 3/s ；c p 为冷却水
的定压热容，取冷却水进、出口温度下的平均值，J/（kg ·℃）；t i ，t o 分别为冷却水进、出口温度，℃。

热虹吸管蒸发段对流换热系数h e
h e =
Q
πd i l e （T i ，e -T a ）
（2）
热虹吸管冷凝段对流换热系数h c
h c =
Q
πd i l c （T a -T i ，c ）
（3）
式中：T i ，e 为蒸发段内壁温，℃；T i ，c 为冷凝段内壁
温，℃；T a 为热虹吸管内部工作温度，℃，由于绝热段保温效果很好，可认为其值等于绝热段测得温度的平均值。

计算中所需要的热虹吸管蒸发段和冷凝段的内壁温T i ，e 和T i ，c ，根据一维圆筒壁热传导公式由相应的外壁温T o （实验中所测温度的平均值），推算
[7]
T i ，e =T o ，e -Q ln （d o /d i ）
e （4）
T i ，c =T o ，c -Q ln （d o /d i ）
c
（5）式中：λ为管壳的导热系数，W/（m ·℃）；l e 为蒸发段长度，mm ；l c 为冷凝段长度，mm ；d o ，d i 分别为热虹吸管的外径和内径，mm 。

除了对热虹吸管蒸发段和冷凝段进行传热系
数计算外，通常用等效导热系数来评价热虹吸管的传热性能（即将热虹吸管的实际换热过程等效为一根实心杆的导热过程，用等价实心杆的导热系数来衡量热虹吸管的实际传热性能）。

但该方法存在明显不足，当热虹吸管长径比较大时，即便蒸发段和冷凝段传热系数均不高，等效后的导热系数也会很大。

因此，本实验采用唐志伟[8]提出的等效对流换热系数h eq 作为评价热虹吸管传热性能的指标，其综合考虑了热虹吸管的几何因素，将蒸发对流换热系数和冷凝对流换热系数进行加权平均，更科学地反映了热虹吸管的传热性能。

等效对流换热系数计算公式如下。

h eq =2λQ （l e +l c ）
i i ，e i ，c e c i e c o i （6）
2
实验
2.1热虹吸管及热电偶布置
本实验测试的热虹吸管材料为内壁光滑的紫
铜管，工质为蒸馏水。

该热虹吸管外径为8mm ，壁厚为0.6mm ，总长为1300mm ，其中，蒸发段为900mm ，绝热段为250mm ，冷凝段为150mm 。

热虹吸管的长径比（总长与内径的比值）为191，且不设置冷凝头结构。

本实验的5根测试热虹吸管的充液率分别为其总容积的14%，20%，30%和45%。

本实验采用K 型热电偶测温，每根热虹吸管轴向温度测点布置如图1所示，共布置13个热虹吸管测点，蒸发段7个，绝热段2个，冷凝段4个。

此外，冷却水套的进出口处各布置一根热电偶以测量进出口水温。

2.2实验装置
本实验装置如图2所示。

整个系统由测试热虹吸管、加热系统、冷却系统以及数据采集系统等组成。

加热系统采用通有直流电的漆包康铜电阻丝缠绕热虹吸管蒸发段进行加热。

冷却系统采用水冷方式直接冷却热虹吸管冷凝段。

本实验的冷却水流量采用LZB 型玻璃转子流量计进行测量，流量固定为40ml/min ，冷却水进口温度固定为10
℃。

各测点的温度数据通过HP34970数据采集仪
读取和记录。

漆包加热电阻丝与热虹吸管接触处均涂有导热硅脂，其蒸发段与绝热段外表面均包裹有保温材料。

此外，为确保热虹吸管水平及微倾角放置的精度，本实验采用的角度测量工具为
TLL90/E 双轴激光水平仪，可保证优于±0.1°的精
3×33.3mm
200mm 300mm 300mm 900mm
250mm
150mm
80mm 90mm 80mm 4×30mm
1234
5
6
7
8
9
10111213
蒸发段
绝热段
冷凝段
可再生能源
2015，33（6）
·852·
度及0.001°的分辨率。

3实验结果及讨论
3.1水平放置时热虹吸管的轴向温度分布及变功
率温度响应
不同充液率的热虹吸管均成水平放置，对于
热虹吸管蒸发段的加热功率不断增加（分别为5W ，
10W ，20W ，40W ，60W ），热虹吸管在启动并达到稳定工作状态后各测点的温度分布如图3所
示。

考虑到热电偶测温范围限制以及防止温度过高而导致电阻丝漆包层的脱落，本实验在热虹吸管壁温超过220℃时便停止加热。

由图3可知，在充液率一定的情况下，蒸发段、绝热段和冷凝段的温度均基本随加热功率的增加而升高。

由图3（a ）可知，当加热功率低于10
W 时（此时热虹吸管已经启动），1号热虹吸管轴向表现出良好的等温性能。

当加热功率升至20W 时，热虹吸管蒸发段头部（测点1～5）温度突升，发生干涸。

当加热功率继续增大到40W 时，干涸区域不断扩展，测点1～5温度持续上升，测点6也开始升温，温度最高点已接近220℃。

由图3（b ）可知，当加热功率从5W 加至10W 时，2号管的
温度最高点始终靠近蒸发段的中间部分（测点
6），当加热功率增至20W 时，2号管蒸发段中间部分（测点6）温度出现回落，并且蒸发段和绝热
段温度基本一致，冷凝段轴向温度存在较大梯度，冷凝段与蒸发段的平均温差较大，已达到近40
℃。

当加热功率继续增加时，蒸发段头部温度出现突升，且温度突升区域不断扩展。

由图3（c ）可知，
当加热功率加至40W 时，3号管蒸发段中间部分
图3
水平放置时，不同充液率的热虹吸管轴向温度分布
Fig.3Axial temperature distribution of the thermosyphon with
different filling ratios in horizontal position
（c ）充液率为30%的3号管的轴向温度分布
（d ）充液率为45%的4号管的轴向温度分布
（a ）充液率为14%的1号管的轴向温度分布
（b ）充液率为20%的2号管的轴向温度分布
图2实验装置简图
Fig.2Schematic of experiment device
数据采集仪
计算机
电阻丝热虹吸管
出水口
恒温水箱
进水口
直流电源
保温材料
冷却水套
转子流量计
220200180160140120100806040200
温度/℃
轴向距离/mm
01002003004005006007008009001000110012001300
蒸发段
绝热段
冷凝段
5W 10W 20W 40W
240220200180160140120100806040200
温度/℃
轴向距离/mm
01002003004005006007008009001000110012001300
蒸发段绝热段冷凝段
5W 10W 20W 40W 60W
220200180160140120100806040200
温度/℃
轴向距离/mm
01002003004005006007008009001000110012001300
蒸发段绝热段冷凝段
5W 10W 20W 40W
240220200180160140120100806040200
温度/℃
轴向距离/mm
01002003004005006007008009001000110012001300
蒸发段绝热段
冷凝段
5W 10W 20W
40W 60W
陈苏苏，等大长径比热虹吸管微倾角下传热特性的实验研究
·853·
（测点6）温度骤升至接近220℃，而绝热段和冷凝段的壁温（测点8～13）出现下降。

由图3（d）可知，当加热功率从5W增加至20W，5号管蒸发段温度出现整体上升，且蒸发段温度基本一致，从绝热段至冷凝段存在温度陡落，热虹吸管轴向温差很大。

加热功率为10W时，热虹吸管蒸发段温度已接近100℃，轴向温差已接近80℃。

当加热功率继续增加至40W时，蒸发段头部温度明显高于蒸发段中部与尾部温度。

由图4（a）可知，当加热功率低于10W时，1号热虹吸管在启动后轴向各测点温度保持稳定，这是因为此时热流密度较低，蒸发段内液池高度不断下降，而冷凝段内液池高度不断上升，沉积于下管壁的冷凝液依靠冷凝段与蒸发段液池高度差造成的液体压力梯度回流至蒸发段，而吸附于上管壁的冷凝液在壁面表面张力作用下回流至蒸发段，从而形成工质循环，因此热虹吸管可以实现稳定传热。

当加热功率升至20W时，热虹吸管蒸发段头部温度突升，发生干涸，这是由于蒸发段热流密度增大，使得蒸发段内工质蒸发速度加快，冷凝液虽仍能持续回流至蒸发段，但蒸发段前端的液膜厚度接近于零，开始出现干涸点。

当蒸发段热流密度继续增大时，干涸的区域不断扩展，壁面温度持续上升，最终达到干涸极限。

由图4（a），4（b），4（c）可知，在给予热虹吸管蒸发段5W加热功率后，测点6升温最快，且经过一段时间后温度突降。

这是因为在稳定的沸腾条件下，由于液体微层的汽化，加热壁面核化点附近有汽泡产生，紧贴壁面的汽泡与壁面之间形成蒸汽干斑，因此壁面局部出现温度骤升。

随着汽泡的滑移，并与其他小汽泡聚合长大，汽泡或从壁面脱离或破裂，干斑处会被液体重新湿润，因此干斑处壁温突降。

此外，3号管在加热功率为10W和20W时，壁温均出现波动，主要是因为从冷凝段回流的液体在蒸发段管壁形成溪流，溪流的传热是不稳定的，由此出现干涸振荡，引起壁温波动。

当加热功率达到40W，汽-液界面的剪切力将冷凝液膜携带至冷凝段，冷凝液无法再湿润干涸处，
蒸发段局部（测点6附近处）液膜彻底干涸，干涸区域逐渐向两边扩展。

因此测点1~6温度骤升，且测点6温度最高。

图4水平放置时，不同充液量的热虹吸管变功率
温度响应曲线
Fig.4Temperature response of the thermosyphon with different filling ratios under variable power in horizontal position
（a）充液率为14%的1号管变功率温度响应曲线
（b）充液率为20%的2号管变功率温度响应曲线
（c）充液率为30%的3号管变功率温度响应曲线
（d）充液率为45%的4号管变功率温度响应曲线
测点1
测点2
测点3
测点4
测点5
测点6
测点7
测点8
测点9
测点10
测点11
测点12
测点13
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
温
度
/
℃
时间/s
01200240036004800600072008400960010800
5W
10W
20W
40W
12
34
5
6
6789
101112
13
测点1
测点2
测点3
测点4
测点5
测点6
测点7
测点8
测点9
测点10
测点11
测点12
测点13
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
温
度
/
℃
时间/s
030006000900012000150001800021000
5W
10W
20W
40W
12
3
4
5
6
6
7
89
1011
1213
60W
5
4
4
5
1~3
1~9
测点1
测点2
测点3
测点4
测点5
测点6
测点7
测点8
测点9
测点10
测点11
测点12
测点13
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
温
度
/
℃
时间/s
020004000600080001000012000
10W
20W
40W
6
13
5W
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
1112
8
9
1~7
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
温
度
/
℃
测点1
测点2
测点3
测点4
测点5
测点6
测点7
测点8
测点9
测点10
测点11
测点12
测点13
时间/s
0200040006000800010000120001400016000
5W
10W
20W
40W
1
2
3
567
8
9
10
11
12
13
60W
4
1~6
7
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可再生能源2015，33（6）
由图4（d）可知，当加热功率达到10W时，4号管蒸发段（测点1～6）温度整体出现突升。

这是由于蒸发段液池内产生的汽泡聚合连成一片贴近管壁而形成蒸汽膜，汽膜将液体与壁面隔绝，导致壁面温度突然增高，类似于池沸腾中的膜沸腾状态。

当加热功率增至40W时，测点7，8均出现了明显的温度振荡，冷凝段（测点10～13）温度均出现了明显升高。

这可能是因为4号管内工质充液量较大，随着蒸发段热流密度的增加，汽泡并未在蒸发段内脱离或破裂，而是紧贴壁面轴向滑移至绝热段，并在绝热段内脱离壁面或破裂，因此造成绝热段壁温出现波动。

同时，汽泡的滑移一方面可能激活其滑移途径中的非活化核化点，从而使活化核心数目增加，沸腾换热增强；另一方面也会强化对流区的换热过程，从而使换热能力提高。

3.2微倾角放置时热虹吸管的传热特性
分别给予上述不同充液率的1～4号管一定微倾角（1.5，2.5，5°）条件再进行测试。

结果发现与水平放置状态相比，1号管的传热性能大大改善；而2，3，4号管的传热性能均未有较大改善。

因此，本文主要分析1号管（充液率为热虹吸管总容积的14%）微倾角放置时的传热性能，并与水平放置状态时作对比。

图5列出了1号管在不同微倾角（1.5，2.5，5°）条件下，不同加热功率下稳定工作时的热管轴向温度分布。

由图5可知，在不同微倾角（1.5，2.5，5°）条件下，1号管沿热管轴线方向均表现出来良好的等温性。

加热段头部（测点1～3）偏高，加热段从距头部100mm处（测点4）至绝热段尾部（测点9）温度基本一致，冷凝段（测点10～13）稍低。

随着加热功率的增加，热管在更高的温度下达到稳定。

且随着加热功率的增加，轴向温差（蒸发段平均温度与冷凝段平均温度之差）减小。

此外，在同一加热功率下，不同微倾角条件（1.5，2.5，5°）下热虹吸管轴向温度分布的差别并不大。

图6为不同微倾角（1.5，2.5和5°）条件下1号管在变功率加热过程中轴向各测点的温度响应曲线。

可以看出，图6（a），6（b），6（c）具有较好的一致性，在不同微倾角条件下，测点6均最早出现温度突升，紧接着是测点5，直至测点1，即出现了热点迁移现象。

当测点6，5，4温升至一定值后均出现回落并维持稳定，这可以用汽泡的滑移来解释。

当汽泡从蒸发段尾部迁移至头部后保持稳定，并在蒸发段头部形成一定厚度的蒸汽膜，因此在一定加热功率下，热虹吸管温度达到稳定后，其温度的最高点出现在蒸发段头部。

此外，3种微倾角条件下，1号管在加热功率加至40W后均出现了较大的温度振荡现象，且伴随着温度的波动，实验中可以听到清晰的类似于水锤的声音。

该不稳定现象是管内液体冲刷运动造成的。

图5不同微倾角放置时1号热管的轴向温度分布Fig.5Axial temperature distribution of the No.1 thermosyphon placed at different micro inclination angles （a）1.5°倾角放置时1号管的轴向温度分布
（b）2.5°倾角放置时1号管的轴向温度分布
（c）5°倾角放置时1号管的轴向温度分布
蒸发段绝热段冷凝段
5W
10W
40W
80W
100W
140W
200W
180
160
140
120
100
80
60
40
20
温
度
/
℃
轴向距离/mm
01002003004005006007008009001000110012001300
5W
10W
40W
80W
100W
140W
200W
蒸发段绝热段冷凝段180
160
140
120
100
80
60
40
20
温
度
/
℃
轴向距离/mm
01002003004005006007008009001000110012001300
180
160
140
120
100
80
60
40
20
蒸发段绝热段冷凝段
温
度
/
℃
轴向距离/mm
01002003004005006007008009001000110012001300
5W
10W
40W
80W
100W
140W
200W
陈苏苏，等大长径比热虹吸管微倾角下传热特性的实验研究
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图7，8，9分别为1号管在水平1.5，2.5，5°倾角放置时不同加热功率下蒸发对流换热系数、冷凝对流换热系数和等效对流换热系数的对比。

由图7和8可知，1号管在水平放置时，蒸发段、冷凝段及整个热虹吸管的等效对流换热系数均随着加热功率的增大先增大再减小。

这是因为当加热功率增至20W 时，蒸发段达到干涸极限，出现传热恶化，因此蒸发对流换热系数骤减至接近零，而冷
凝段仍残留有部分蒸汽在进行凝结换热，因此冷凝对流换热系数虽有降低却并未骤减至零。

1号管在1.5，2.5，5°倾角放置时，其蒸发段、冷凝段及热
虹吸管整体等效对流换热系数均随着加热功率的增大而增大。

当加热功率加至200W 时，仍未达到热虹吸管工作极限。

在同一加热功率下，不同微倾
图7蒸发对流换热系数随加热功率的变化
Fig.7Effect of heating power on convective heat transfer
coefficient of evaporation at different angles
图8冷凝对流换热系数随加热功率的变化
Fig.8Effect of heating power on convective heat transfer
coefficient of condensation at different angles
图9等效对流换热系数随加热功率的变化
Fig.9Effect of heating power on equivalent convention heat
transfer coefficient at different angles
图6
不同微倾角放置时1号热虹吸管变功率温度响应曲线
Fig.6Temperature response of the No.1thermosyphon placed
at different micro inclination angles under variable power
（a ）1.5°倾角放置时1号管的变功率温度响应曲线
（b ）2.5°倾角放置时1号管的变功率温度响应曲线
（c ）5°倾角放置时1号管的变功率温度响应曲线
100908070
6050403020100温度/℃
时间/s
3000600080001200015000180002100024000
测点1测点2测点3测点4测点5测点6测点7测点8测点9测点10测点11测点12测点
13
5W
10W 20W
40W
60W
80W 100W
12
3
454~9
613124
5
45310~136~12测点1测点2测点3测点4测点5测点6测点7测点8测点9测点10测点11测点12测点
13
时间/s
30006000800012000150001800021000
100908070
60504030201005W
10W
20W
40W
60W 80W 100W
1
2
温度/℃
3
4
54~9
6
1312
4545310~13
6~1212100908070
6050403020100时间/s
3000600080001200015000180002100024000
5W 10W
20W
40W
60W
80W
100W 测点1测点2测点3测点4测点5测点6测点7测点8测点9测点10测点11测点12测点
13
3
4~9
10~13
温度/℃
12
12
34
5
6134
5456~121211
4000350030002500200015001000500
蒸发时对流换热系数/W ·m -2·℃-1
加热功率/W
020406080100120140160180200220
水平
1.5°倾角
2.5°倾角5°倾角
22000
20000180001600014000120008000600040002000
冷凝对流换热系数/W ·m -2·℃-1
加热功率/W
020
406080100120140160180200220
水平
1.5°倾角
2.5°倾角5°倾角
12000
11000
100009000
80007000600050004000300020001000
等效对流换热系数/W ·m -2·℃-1
加热功率/W
020406080100120140160180200220
水平1.5°倾角
2.5°倾角
5°倾角·856·
可再生能源
2015，33（6）
角放置的1号管等效对流换热系数值相差不大。

这说明与水平状态相比，给予1号管一定微倾角条件（不超过5°）便可大大改善其传热性能，并且在本实验条件下仍未到达其工作极限。

4结论
本文针对5种不同充液量且长径比均为191的铜-水热虹吸管进行了实验研究，并对比分析其在水平及微倾角放置时的传热性能，得出结论如下。

①热虹吸管水平放置时，当加热功率低于10 W时，充液率为14%的1号管表现出良好的轴向等温性能，其传热性能较好；当加热功率升至20 W时，1号管蒸发段头部开始发生干涸，达到工作极限。

而充液率分别为20%，30%和45%的热虹吸管的轴向等温性能均较差，在低加热功率下也无法良好传热。

②热虹吸管水平放置时，不同充液率的热虹吸管在变功率加热过程中轴向各测点的温度响应情况各有不同；随着加热功率的增大，充液率为30%和45%的热虹吸管分别出现整体温度振荡和绝热段温度振荡现象。

③给予以上不同充液量的热虹吸管一定微倾角条件（1.5，2.5，5°），仅有充液率为14%的1号管的传热性能大大改善，热虹吸管轴线方向表现出良好的等温性；随着加热功率的增加，轴向温差（蒸发段平均温度与冷凝段平均温度之差）减小。

不同微倾角条件下，1号管在变功率加热过程中均会出现热点迁移现象，且在加热功率增至40W 后均出现了较大的温度振荡现象，温度振荡幅度随加热功率的增加而减小。

④充液率为14%的1号管在水平放置时，其蒸发段、冷凝段及整个热虹吸管的等效对流换热系数均随着加热功率的增大先增大再减小；而1号管在1.5，2.5，5°倾角放置时，其蒸发段、冷凝段及热虹吸管整体等效对流换热系数均随着加热功率的增大而增大；在同一加热功率下，不同微倾角放置的1号管的等效对流换热系数值相差不大。

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·857·
可再生能源2015，33（6）Experimental study on heat-transfer characteristic of
thermosyphons with large length-diameter ratio in
microinclination angles
Chen Susu1，Xu Hui1，Zhang Hong1，2
（1.College of Energy，Nanjing Tech University，Jiangsu Nanjing，211816，China；2.Changzhou Technology Institute，Jiangsu Changzhou，213002，China）
Abstract：Experimental study was made on the heat-transfer characteristic of copper-water thermosyphons with different filling ratios in the same length-diameter ratio（191）at horizontal condition and in micro inclination angles.When the cooling water flow was constant，the axial wall temperature of the thermosyphon，the inlet and outlet temperature of the cooling water were measured under different heating powers.Then the axial temperature distribution characteristics of the thermosyphon and the temperature responses at each measured point under variable powers were studied.And the equivalent convention heat transfer coefficient of the thermosyphon was calculated and compared.The experimental results show that：in horizontal position，the thermosyphons with the filling ratio of20%，30%and45%have poor heat transfer performances even at low heating powers，but
the thermosyphon with14%filling ratio has a good heat transfer performance when the heating power is below10W；in micro inclination angles，the heat transfer performance of the thermosyphon with14% filling ratio is greatly improved，the convective heat transfer coefficient of evaporation and condensation，as well as the equivalent convention heat transfer coefficient of the thermosyphon increase with the increase of heating power，but the temperature oscillation phenomenon occurs when
the heating power up to40W.
Key words：horizontal；micro inclination angles；thermosyphon；large length-diameter ratio；heat-transfer characteristic
·858·。