礦井回風余熱回收用可變導熱管的換熱分析

路膺祚，鮑玲玲，羅景輝，王景剛

（河北工程大學 能源與環(huán)境工程學院,河北 邯鄲056038）

礦井回風溫濕度常年基本恒定，是一種優(yōu)質(zhì)的余熱資源，直接排放不僅浪費能源而且污染環(huán)境。熱管是一種高效的傳熱元件，在工業(yè)余熱回收領(lǐng)域已有廣泛的應用，特別適用于中低溫的余熱回收。

關(guān)于熱管在礦井回風余熱回收的應用，部分學者結(jié)合工程實際進行了理論分析和應用研究。張培鵬和辛嵩等[1-3]針對冬季時期東北和西北的煤礦，研發(fā)了礦井通風與熱管回收裝置，即礦井回風重力式熱管換熱器。呂向陽等[4]對熱管回收礦井回風低溫余熱設(shè)備展開應用研究。鮑玲玲等[5]分析了重力熱管的工作原理及特點，對管殼、工質(zhì)、熱管長度以及熱管布置進行了優(yōu)化設(shè)計。Tian 等人[6]提出了一種新型氣—氣重力熱管換熱器，并進行了成功的設(shè)計和應用。李海軍等[7]建立了熱管換熱的一維模型并分析了熱管的主要熱阻。

普通重力熱管的導熱率很高，但接近一個常量，其換熱過程不可控。在回收回風余熱預熱新風應用中，由于新風受室外溫度的影響變化較大，熱管的換熱量隨之變化。當新風溫度過低時熱管換熱器會過分換熱導致礦井回風側(cè)熱管壁面溫度過低，導致回風側(cè)凝結(jié)水結(jié)冰問題，導致通風不暢，進而影響換熱。而具有熱開關(guān)作用的可變導熱管可以通過溫度調(diào)控從而有效地避免熱管過分換熱問題。目前已有一些關(guān)于可變導熱管的研究。袁竹林等[8]探究了一種分離式可變導熱管的控溫機理和運行特性。Mantelli 等[9]通過熱阻模型研究熱管內(nèi)不凝性氣體對換熱效果的影響。Leriche 等[10]介紹了一種用于發(fā)動機冷卻溫度控制的變導熱管的分析和實驗研究。Shafii等[11]設(shè)計、制造了一種新型磁變導熱虹吸熱管，并進行了實驗研究。石程名等[12-13]將可變導熱管應用于空氣預熱器，實現(xiàn)了良好的防腐、防灰沉積方面效果。 對于應用于礦井回風余熱回收的可變導熱管，其邊界條件有別于傳統(tǒng)的應用情況。

引入熱管內(nèi)部的相變傳熱過程的一維模型，通過傳熱過程的熱阻分析，建立了單根可變導熱管的一維換熱分析模型。然后根據(jù)礦井回風余熱回收系統(tǒng)特點，設(shè)計了一款定貯氣室溫度的可變導熱管，并分析了該可變導熱管的換熱過程和溫控機理，得到了適用于礦井回風余熱回收的可變導熱管。

1 可變導熱管

相較于普通重力熱管，可變導熱管在冷凝段上端設(shè)有貯氣室，在貯氣室和冷凝段末端填充著不凝性氣體?？勺儗峁苁且环N熱控制裝置，通過管內(nèi)不凝性氣體占據(jù)熱管冷凝段空間的變化，實現(xiàn)對熱管換熱效果的調(diào)控。

可變導熱管工作原理圖如圖1。

圖1 可變導熱管工作原理圖Fig.1 Schematic of Variable conductance heat pipe

熱管下部被加熱，管內(nèi)工質(zhì)吸熱蒸發(fā)向上流動，在冷凝段被冷卻而凝結(jié)放熱，凝結(jié)液在重力作用下沿熱管壁向下流動，實現(xiàn)熱量傳遞。管內(nèi)工作溫度的增加會導致工質(zhì)蒸汽壓的增加，從而使在熱管冷凝段的不凝性氣體被壓縮到更小的體積，熱管冷凝段的有效工作長度增加，熱管冷凝段接觸的蒸汽表面增加，釋放出大量的熱量。相反，管內(nèi)工質(zhì)溫度的降低將導致熱管冷凝段的工作長度減小，熱管冷凝段接觸的蒸汽表面減少，換熱量減小。因此，在可變導熱管中，熱管冷凝段換熱面積隨溫度變化而變化，換熱量也成比例變化。

2 數(shù)學物理模型

2.1 熱阻分析模型

當可變導熱管穩(wěn)定運行時，分析傳熱過程，熱管傳熱過程的熱阻如圖2。分別為蒸發(fā)段外表面對流換熱熱阻R1；蒸發(fā)段管壁導熱熱阻R2；蒸發(fā)段內(nèi)部蒸發(fā)相變傳熱熱阻R3；與管內(nèi)蒸汽流動相關(guān)的壓降熱阻R4，相比其他熱阻R4很小通常忽略不計；冷凝段內(nèi)部工作長度工質(zhì)冷凝相變傳熱熱阻R5；冷凝段工作長度工質(zhì)管壁導熱熱阻R6；冷凝段工作長度外表面對流換熱熱阻R7；冷凝段不工作部分的不凝氣體軸向?qū)釤嶙鑂8；冷凝段不工作部分管壁徑向?qū)釤嶙鑂9；冷凝段不工作部分管壁導熱熱阻R10；冷凝段不工作部分外表面對流換熱熱阻R11。

圖2 熱管傳熱過程的熱阻Fig.2 Schematic of thermal resistances circuit

熱管穩(wěn)定運行時，熱管的總熱流量為：

式中：Φ 為熱管的總熱流量，W；T1為熱流體的溫度，K；T2為冷流體的溫度，K；R0為熱管的總熱阻，K/W。

熱管的各部分熱阻之間有：

式中：Reva為熱管蒸發(fā)段總熱阻，K/W；Rcon為熱管冷凝段總熱阻，K/W；R1～R11為各分熱阻，K/W。

由換熱過程，熱管內(nèi)工質(zhì)和不凝性氣體的溫度由熱阻分析得：

式中：Φ1為熱管不凝性氣體段的熱流量，W；Ts為工質(zhì)的溫度，K；Tn為不凝性氣體的溫度，K。

2.2 熱管冷凝段工作部分的長度

對于可變導熱管，其冷凝段共存著氣相工質(zhì)和不凝性氣體，由于氣體的擴散作用，其界面并不十分明顯。假定蒸汽與不凝性氣體之間有一界面，在冷凝段工作部分的長度L 為[14]：

式中：Lc為冷凝段長度，m；m 為管內(nèi)不凝性氣體的質(zhì)量，g；Rg為氣體常數(shù)，J/（g·K）；Tr為貯氣室中的溫度，K；A0為熱管內(nèi)腔的橫截面積，m2；V 為貯氣室體積，m3；pva為冷凝段工作部分的蒸汽壓力，Pa；pvi為冷凝段不工作部分的蒸汽分壓，Pa；pvr為貯氣室的蒸汽分壓，Pa。

對于可變導熱管所處的任一穩(wěn)定運行狀態(tài)的總壓力（即不凝性氣體和工質(zhì)蒸汽分壓之和）均為常數(shù)，且等于冷凝段工作部分的蒸汽壓力pva。又因為熱管內(nèi)工質(zhì)處于飽和狀態(tài)，pva、pvi和pvr等蒸汽壓力完全由溫度確定。

2.3 各分熱阻計算模型

R1、R7、R11均為氣體橫掠叉排翅片管簇（圓翅片）的外部強制對流換熱熱阻。采用關(guān)聯(lián)式[15]：

式中：Nu 為努塞爾數(shù)s1為橫向節(jié)距，m；d1為熱管外徑（即翅片管根徑），m；Re 為管束中最小截面處平均速度的雷諾數(shù)；Pr 為按定性溫度確定的管外氣流的普朗特數(shù)；S 為翅距，m；h0為翅高，m；。

根據(jù)Nu 數(shù)的定義，可以按下式求得熱管外對流換熱系數(shù)h：

式中：h 為對流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；λ 為定性溫度下流體的導熱系數(shù)，W/（m2·K）。

根據(jù)熱阻與對流換熱的關(guān)系可得熱阻R：

式中：A 為各熱阻的換熱面積，m2；R 為熱管導熱熱阻，K/W。

R2、R6、R10均為熱管管壁的導熱熱阻，可由下式求得：

式中：d0為熱管內(nèi)徑，m；λ 為熱管壁導熱系數(shù)，W/（m·K）；l 為所求熱阻對應的熱管長度，m。

R3為熱管內(nèi)沸騰換熱熱阻，工質(zhì)在熱管蒸發(fā)段發(fā)生池沸騰，流體溫度保持在飽和溫度，用Cooper關(guān)聯(lián)式計算傳熱系數(shù)he[16]：

式中：q 為熱管蒸發(fā)段的熱流密度，W/m2；M 為工質(zhì)的摩爾質(zhì)量，g/mol；pcr為工質(zhì)的臨界壓力，Pa；Rp為表面粗糙度；p 為工質(zhì)的壓力，Pa。

R5為熱管內(nèi)冷凝換熱熱阻，使用Nusselt 經(jīng)典理論分析的Rohsenow 修正公式，冷凝段平均對流換熱系數(shù)hc：

式中：ρl為定性溫度下液體密度，kg/m3；ρv為飽和溫度下蒸氣密度，kg/m3；λl為定性溫度下液體導熱系數(shù)，W/（m·K）；μ 為定性溫度下液體動力黏性系數(shù)，Pa·s；γ 為飽和溫度下的汽化潛熱，kJ/kg；c 為定性溫度下液體定壓比熱容，J/（kg·K）；Tw為冷凝段熱管內(nèi)壁溫度，K；Ts為熱管內(nèi)飽和溫，K；g 為重力加速度，m/s2。

R8為熱管工質(zhì)蒸汽與不凝性氣體的軸向?qū)釤嶙瑁?/p>

式中：LN為熱管冷凝段不凝性氣體的長度，m；λN為熱管內(nèi)不凝性氣體的導熱系數(shù)，W/（m·K）。

由于忽略了R4，認為管內(nèi)冷凝段工作部分的溫度相等，且等于管內(nèi)蒸發(fā)段側(cè)的溫度。

R9為熱管冷凝段不工作部分的不凝性氣體的徑向?qū)釤嶙?。參考Leriche 給出的計算公式[10]：

3 設(shè)計參數(shù)與各熱阻大小

3.1 熱管換熱器設(shè)計參數(shù)

模擬的礦井回風熱管為氣-氣熱管換熱器，管內(nèi)工質(zhì)為R134a。管材為銅管，管外徑25 mm，內(nèi)徑20 mm，蒸發(fā)段和冷凝段長度均為1 m，管內(nèi)無吸液心，管壁外為鋁制肋片，肋片高12.5 mm，厚0.5 mm，肋間距3.5 mm。熱管采用叉排方式，橫向管距和縱向管距分別為75 和65 mm。熱流體為礦井回風，冷流體為室外新風，流速均為5 m/s。

3.2 熱管不含不凝性氣體各分熱阻

不含不凝性氣體的重力熱管，礦井回風（熱源）和新風（熱匯）保持20 ℃溫差，不同溫度情況下，各分熱阻值占總熱阻值的百分比見表1。

表1 不同礦井回風溫度下各分熱阻所占百分比Table 1 The percentage of the thermal resistance of each part under different mine air return temperature

由表1 可知，熱管工質(zhì)為R134a，其冷凝換熱熱阻較大，占總熱阻R 的21%。另外，氣-氣熱管換熱器通過熱管外壁加肋片通過增加換熱面積有效的提高了管外的對流換熱效果，但管外對流換熱熱阻仍為熱管的主要熱阻，占總熱阻的80%。熱管穩(wěn)定工作時，熱管的總熱阻主要由管外的對流換熱效果決定，即礦井回風和新風的流動狀態(tài)，其溫度影響不大。

而當熱管內(nèi)含有不凝性氣體時，不凝性氣體通過占據(jù)熱管的冷凝段空間來減小熱管冷凝段的換熱面積，從而大大增加了熱管的總熱阻。一方面，熱管內(nèi)不凝性氣體的存在影響了普通熱管的換熱效果；而另一方面，通過對熱管內(nèi)不凝性氣體的設(shè)計控制熱管的換熱過程，為熱管更好的應用于實際工程提供了可能。

4 可變導熱管的換熱分析

4.1 礦井回風溫度對可變導熱管換熱效果的影響

根據(jù)礦井回風用熱管的使用環(huán)境和可變導熱管的溫控原理，對可變導熱管進行設(shè)計：管內(nèi)工質(zhì)工作部分的溫度為274 K 時，熱管冷凝段全工作；管內(nèi)工質(zhì)工作部分的溫度為273 K，管內(nèi)冷凝段不工作部分的溫度為253 K 時，熱管冷凝段全不工作。貯氣室保持273 K 的溫度不變。在所用熱管的參數(shù)基礎(chǔ)上，利用式（7）計算求得的管內(nèi)不凝性氣體的質(zhì)量為0.667 5 g，貯氣室體積為0.005 m3。

在貯氣室和新風溫度分別為0 ℃和-20 ℃的條件下，礦井回風溫度對熱管冷凝段的工作長度、熱管工作段的溫度、熱管總熱阻和熱管熱流量的影響規(guī)律如圖3。

圖3 礦井回風溫度對可變導熱管的冷凝段工作長度L、工作溫度TS、熱流量Φ 和總熱阻R 的影響Fig.3 The effect of mine return air temperature on the working length of the condensingsection L, working temperature TS, heat transfer rate Φ and total thermal resistance R of the VCHP

由圖3 可知，礦井回風溫度由0 ℃升到15 ℃這一階段是可變導熱管的調(diào)控階段，熱管內(nèi)工質(zhì)的溫度溫升很小，由0 ℃溫升到1 ℃。由于礦井回風溫度的升高，可變導熱管內(nèi)蒸發(fā)段側(cè)的管內(nèi)外溫差變大，蒸發(fā)段側(cè)的熱流量增加，不凝性氣體的體積減小，熱管冷凝段的工作長度逐漸增長直至冷凝段全部工作，該階段熱管的總熱阻迅速降低，總熱流量快速增加。

當?shù)V井回風溫度繼續(xù)升高，達到15 ～25 ℃這一階段，熱管內(nèi)不凝性氣體被壓縮至貯氣室，熱管整個冷凝器的都處于工作狀態(tài)。可變導熱管轉(zhuǎn)變?yōu)槠胀ǖ闹亓峁?，熱管?nèi)的工作溫度隨著回風溫度的增加也迅速增加，熱管的總熱阻基本不變，熱流量隨熱管熱源和熱匯溫差的增加而增加。

4.2 新風溫度對可變導熱管換熱效果的影響

在貯氣室和回風溫度分別為0 ℃和3 ℃的條件下，新風溫度對可變導熱管的冷凝段工作長度、熱管工作段的溫度、熱管總熱阻和熱流量的影響規(guī)律如圖4。

圖4 新風溫度對可變導熱管的冷凝段工作長度L、工作溫度TS、熱流量Φ 和總熱阻R 的影響Fig.4 The effect of fresh air temperature on the working length of the condensing section L,working temperature TS, heat transfer rate Φ and total thermal resistance R of the VCHP

由圖4 可知，新風溫度由-30 ℃升高到-3 ℃，熱管冷凝段的工作長度較短且基本不變，熱管內(nèi)工質(zhì)的溫度溫升很小，可變導熱管內(nèi)蒸發(fā)段側(cè)的熱流量較小且基本不變。當新風和管內(nèi)工作溫度之差接近礦井回風和管內(nèi)工作溫度之差時，不凝性氣體的體積急劇減小，熱管冷凝段的工作長度迅速增長，熱管的總熱阻也相應的減小。但此時由于熱管的熱源與熱匯之間的溫差已經(jīng)很小，所以熱流量并沒有增加。總的來說，熱管的熱流量維持100 W 基本不變，隨著新風溫度的增加緩慢減小。

綜合分析圖3、圖4 可知，可變導熱管處于調(diào)控階段時，管內(nèi)工作溫度基本不變，熱管的熱流量主要由礦井回風（熱源）溫度決定。當回風溫度和熱管的管內(nèi)工作溫度相差較大時，熱管蒸發(fā)段側(cè)的熱流量較大，熱管冷凝段工作長度大，熱管的總熱阻較小，熱流量較大；當回風溫度和熱管內(nèi)工作溫度相差較小時，熱管蒸發(fā)段的熱流量較小，熱管冷凝段將通過冷凝段工作長度的變化來匹配熱流量，即使新風溫度很低，但由于熱管冷凝段工作長度很小，熱管的冷凝段熱阻很大，使得熱管的總熱阻較大，熱流量較小。該可變導熱管可以通過礦井回風溫度控制熱管的熱流量，可以有效的防止新風溫度過低時熱管換熱器過分換熱導致回風側(cè)凝水結(jié)冰的問題。

4.3 不同溫差條件下可變導熱管的換熱效果

礦井回風和新風溫差分別為10、20、30 ℃條件下，溫度變化對熱管冷凝段的工作長度、熱管總熱阻和熱管熱流量的影響規(guī)律如圖5～圖7。

圖5 不同溫差條件下可變導熱管的冷凝段的工作長度Fig.5 The working length of the condensing section of the VCHP in various temperature difference

圖6 不同溫差條件下可變導熱管的熱流量Fig.6 Heat transfer rate of the VCHP in various temperature difference

圖7 不同溫差條件下可變導熱管的總熱阻Fig.7 Total thermal resistance of the VCHP in various temperature difference

對于設(shè)計的可變導熱管，在可變導熱管的調(diào)控階段，管內(nèi)工質(zhì)工作溫度為0～1 ℃。由圖5～圖7 可知，對應于不同的礦井回風和新風溫差條件下，可變導熱管對礦井回風的調(diào)控溫度區(qū)間不同。溫差為10 ℃時，可變導熱管對礦井回風溫度的調(diào)控區(qū)間為0～6 ℃；溫差為20 ℃時，可變導熱管對礦井回風溫度的調(diào)控區(qū)間為0～9 ℃；溫差為30 ℃時，可變導熱管對礦井回風溫度的調(diào)控區(qū)間為0～13 ℃。礦井回風和新風的溫差越小，熱管的調(diào)控溫度區(qū)間越小，調(diào)控階段熱管冷凝段的工作長度變化越快。

5 結(jié) 論

1）對于礦井回風余熱回收用熱管，管外加肋片通過增加管外對流換熱面積的方式可以有效的減小了熱管的熱阻。由于工作溫度的要求，管內(nèi)工質(zhì)選取為R134a 等制冷劑，相比于比工質(zhì)為水的熱管而言，管內(nèi)的冷凝換熱熱阻占比較大。

2）對于礦井回風余熱回收用的定貯氣室溫度的可變導熱管，熱管冷凝段側(cè)通過不凝性氣體占據(jù)熱管冷凝段空間的大小不同改變熱管冷凝段側(cè)的熱阻，匹配熱管蒸發(fā)段側(cè)的熱流量?？勺儗峁艿臒崃髁坑蔁嵩磁c管內(nèi)工質(zhì)的溫差決定，可以有效的防止新風溫度過低時熱管換熱器過分換熱而導致回風側(cè)凝水結(jié)冰的問題。

3）礦井回風余熱回收用的定貯氣室溫度的可變導熱管處于調(diào)控階段時熱管內(nèi)工質(zhì)的工作溫度變化范圍很小，介于0～1 ℃之間?？勺儗峁軐ΦV井回風的調(diào)控溫度區(qū)間隨礦井回風和新風溫差的增大而增加。