長度比對低溫重力熱管強(qiáng)化傳熱的影響

王英梅 王俊程* 劉永恒 王 茜

(1 蘭州理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 蘭州 730050)

(2 中國科學(xué)院西北生態(tài)環(huán)境資源研究院青藏高原北麓河凍土工程與環(huán)境綜合觀測研究站 蘭州 730000)

(3 中國科學(xué)院西北生態(tài)環(huán)境資源研究院凍土工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 蘭州 730000)

(4 甘肅省生物質(zhì)能與太陽能互補(bǔ)功能系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 蘭州 730050)

1 引言

兩相閉式熱虹吸管(Two-phase closed thermosyphon,又稱重力熱管,以下簡稱熱管、TPCT)是一種兩相傳熱元件,與單相傳熱元件相比不僅具有高效換熱的優(yōu)點(diǎn),還具有結(jié)構(gòu)簡單和無需外加能源驅(qū)動(dòng)等優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于電子元件、石油化工和凍土工程等領(lǐng)域。 在凍土區(qū),為有效應(yīng)對受全球升溫與夏季高溫對凍土穩(wěn)定性的影響,減少凍土退化引發(fā)的病害,熱管作為一種主動(dòng)冷卻措施在多年凍土區(qū)工程建設(shè)中發(fā)揮著重要作用。

熱管傳熱過程包含工質(zhì)相變與氣-液兩相流,因此傳熱機(jī)理相對復(fù)雜。 熱管傳熱性能影響因素較多,包含自身(工質(zhì)類型、充液率、長徑比),外界(環(huán)境溫度、風(fēng)速)以及布設(shè)方式(傾角、長度比)等,前人開展了大量研究。 Samuel[1]對太陽能集熱系統(tǒng)中不同蒸發(fā)段長度熱管的傳熱功率與熱阻進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)最小總熱阻出現(xiàn)在蒸發(fā)段最短時(shí)。 Noie[2]對垂直放置的不同蒸發(fā)段長度的常溫區(qū)熱管進(jìn)行研究,認(rèn)為改變蒸發(fā)段長度導(dǎo)致沸騰與冷凝熱阻發(fā)生變化,影響軸向溫度分布特征,同時(shí)發(fā)現(xiàn)不同蒸發(fā)段長度對應(yīng)最佳充液率不同。 Khazaee[3]研究了常溫區(qū)熱管間歇沸騰與蒸發(fā)段長度和充液率之間的關(guān)系,認(rèn)為增加蒸發(fā)段長度可以減小沸騰周期。 Anjankar[4]試驗(yàn)結(jié)果表明,當(dāng)冷凝段長度是蒸發(fā)段的1.5 倍時(shí)傳熱性能最佳。 郭青[5]對不同蒸發(fā)段長度的高溫區(qū)熱管啟動(dòng)特性進(jìn)行分析,認(rèn)為增加蒸發(fā)段長度有利于熱管等溫性。 張勁草[6]以熱阻作為評價(jià)標(biāo)準(zhǔn),發(fā)現(xiàn)改變蒸發(fā)段和冷凝段的長度及位置均會(huì)對其傳熱性能產(chǎn)生影響。

各類熱管工程與試驗(yàn)結(jié)果表明,長度比(蒸發(fā)段與冷凝段長度之比,LR)是影響其最大限度發(fā)揮制冷效果的重要因素,如何設(shè)計(jì)合理的長度比仍需要進(jìn)一步研究。 以往研究大多以常溫和中溫區(qū)熱管為對象,對凍土區(qū)應(yīng)用的低溫?zé)峁苎芯肯鄬T乏。 同時(shí),國內(nèi)外既有的長度比試驗(yàn)熱管均為垂直布設(shè),而實(shí)際應(yīng)用中傾斜熱管普遍存在。 基于此,本文選取多年凍土區(qū)氨-碳鋼熱管為研究對象,結(jié)合高溫凍土區(qū)實(shí)際環(huán)境參數(shù)與熱管傾斜角度,開展不同長度比熱管傳熱性能的試驗(yàn)研究,為熱管工程應(yīng)用中最優(yōu)長度比提供可靠的試驗(yàn)支撐。

2 試驗(yàn)系統(tǒng)及試驗(yàn)方案

2.1 凍土區(qū)熱管工作原理簡介

熱管工作原理是工質(zhì)在蒸發(fā)段內(nèi)吸熱變?yōu)闅怏w,在壓差的作用下上升至冷凝段,在冷凝段內(nèi)液化釋放熱量,液體在重力的作用下回流至蒸發(fā)段。 凍土區(qū)熱管埋設(shè)如圖1 所示,利用熱管將多年凍土層中熱量轉(zhuǎn)移至空氣環(huán)境,增大凍土土體的冷儲(chǔ)量,進(jìn)而提高凍土穩(wěn)定性,提高上層建筑物結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

2.2 試驗(yàn)系統(tǒng)介紹

基于“一套可調(diào)控式重力熱管傳熱效率測試裝置”[7],搭建了如圖2 所示的熱管試驗(yàn)系統(tǒng)。 試驗(yàn)系統(tǒng)由試驗(yàn)熱管、支撐裝置、控溫裝置和數(shù)據(jù)采集裝置組成。 試驗(yàn)熱管工質(zhì)為氨,長為2.1 m,外徑為89 mm的碳鋼管,熱管冷凝段光滑無翅片。 支撐裝置由外徑0.4 m 的上下溫控桶和支架組成,用于改變熱管傾角與長度比。 控溫裝置中,加熱浴和冷卻浴連接下上溫控桶分別獨(dú)立控制蒸發(fā)段和冷凝段的環(huán)境溫度,其工作溫度范圍為-40—100 ℃,溫度波動(dòng)度為±0.01 ℃。為減少熱損失,在試驗(yàn)系統(tǒng)外包裹厚度為6 cm 的保溫棉。

圖2 試驗(yàn)系統(tǒng)簡圖Fig.2 A brief diagram of experimental system

本試驗(yàn)熱管傳感器測點(diǎn)如圖3 所示。 溫度傳感器選用熱敏電阻,由凍土工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研發(fā),測溫區(qū)間為- 30—30 ℃,精度± 0.05 ℃,編號(hào)1—10 監(jiān)測管內(nèi)溫度,11—16 監(jiān)測管外壁溫度。 熱流傳感器測量區(qū)間為-2000—2000 W/m2,精度±3%,編號(hào)Ⅰ—Ⅴ監(jiān)測管外壁熱流密度。

圖3 試驗(yàn)熱管的傳感器布設(shè)Fig.3 Sensors layout of experimental TPCT

2.3 試驗(yàn)方案介紹

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)4 種長度比工況如圖3 所示,通過調(diào)節(jié)熱管在上下溫控桶內(nèi)的相對位置改變蒸發(fā)段和冷凝段長度,詳細(xì)參數(shù)見表1。

表1 試驗(yàn)熱管參數(shù)Table 1 Parameters of experimental TPCT

將熱管放置在溫控桶內(nèi)相應(yīng)位置,熱管傾角調(diào)至90°、LR 為4.2,啟動(dòng)控溫裝置。 下溫控桶溫度依據(jù)北麓河站高溫凍土區(qū)多年凍土年平均地溫設(shè)定為-0.5 ℃,上溫控桶溫度依據(jù)北麓河氣象站年平均氣溫設(shè)定為-3 ℃[8-9]。 開啟數(shù)采儀對溫度與熱流密度進(jìn)行采集,采集頻率為1 分鐘,當(dāng)熱管一定時(shí)間內(nèi)溫度變化小于0.1 ℃、熱流密度變化小于5%時(shí),認(rèn)為熱管工作達(dá)到穩(wěn)態(tài)。 垂直熱管數(shù)據(jù)采集完成后,依次調(diào)整熱管傾角至50°和10°。 不同傾角下數(shù)據(jù)采集結(jié)束后,改變熱管長度比重復(fù)上述試驗(yàn)步驟。

2.4 評價(jià)參數(shù)計(jì)算

各計(jì)算參數(shù)均選取熱管工作達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)最后10分鐘的平均數(shù)據(jù)。

熱管功率計(jì)算采用式(1)—(2):

式中:Qe、Qc分別為蒸發(fā)段和冷凝段傳熱功率,W;do為熱管外徑,m;le、lc分別為蒸發(fā)段和冷凝段有效長度,m;qe、qc分別為蒸發(fā)段和冷凝段的平均熱流密度,W/m2。

熱管最大軸向溫差計(jì)算采用式(3):

式中:ΔTma為熱管內(nèi)最大軸向溫差,℃;Tei、Tci分別為蒸發(fā)段和冷凝段管內(nèi)平均溫度,℃。

熱管熱阻計(jì)算采用式(4)—(6):

式中:Re、Rc、Ra分別為蒸發(fā)段、冷凝段和絕熱段熱阻,℃/W;Tew、Tcw分別為蒸發(fā)段和冷凝段的外壁平均溫度,℃;Ta1、Ta2分別絕熱段底端和頂端管內(nèi)溫度,℃。

熱管等效總功率計(jì)算采用式(7):

式中:QTPCT為熱管總功率,W;Tew1、Tcw2分別為蒸發(fā)段底部管壁和冷凝段頂部管壁溫度,℃;R為熱管3 段熱阻之和,℃/W。

3 試驗(yàn)結(jié)果及討論

保持蒸發(fā)段與冷凝段環(huán)境溫度不變,熱管長度比為4.2、2.7、1.9 和1,傾角為10°、50°和90°,研究熱管在不同長度比和傾角下傳熱性能,從軸向溫度分布特征、等溫特性、熱阻和總傳熱功率角度進(jìn)行分析。

3.1 長度比對熱管軸向溫度分布特征的影響

穩(wěn)態(tài)條件下熱管軸向溫度分布可以直觀體現(xiàn)其傳熱能力。 由圖4a 可以看出,10°熱管沿軸向溫度分布特征差異明顯。 熱管在測點(diǎn)1—4 溫度均呈現(xiàn)平緩降低的趨勢;在測點(diǎn)4—6 溫度出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折,且LR為1.9 和1 的降溫幅度明顯大于前兩者,分別為0.5 ℃和0.85 ℃;在測點(diǎn)6—8 除LR 為1 之外均出現(xiàn)溫升現(xiàn)象,此時(shí)最大溫升在LR 為1.9 出現(xiàn),為0.1 ℃;在測點(diǎn)8—10 溫度變化趨勢再次一致,但LR為1.9 和1 在此區(qū)域溫度明顯低于前兩者,此時(shí)LR為1 沿管軸向降溫梯度最小。 圖4b 給出了50°熱管軸向溫度分布,隨著傾角增大,4 種工況下熱管溫度變化趨勢一致,熱管自蒸發(fā)段底部至冷凝段頂部一直呈降溫趨勢,且測點(diǎn)5 附近出現(xiàn)溫度陡降;此時(shí)測點(diǎn)7 附近不再出現(xiàn)溫升現(xiàn)象且相比于10°熱管4 種工況熱管在測點(diǎn)8—10 的溫差明顯減小。 從圖4c 可以看出,90°熱管溫度分布特征與50°熱管基本一致,但測點(diǎn)8—10 在4 種工況下溫度更加接近。

圖4 不同長度比和傾角下熱管軸向溫度分布Fig.4 Temperature distribution along axial direction of TPCT with different LRs and inclination angles

分析認(rèn)為,測點(diǎn)5 出現(xiàn)溫度陡降與充液率有關(guān),測點(diǎn)5 位于氣-液界面附近,工質(zhì)相變帶走大量熱量導(dǎo)致降溫明顯。 熱管LR 為4.2 和2.7 時(shí),雖然測點(diǎn)1—7 表現(xiàn)更好的均溫性,但測點(diǎn)8—10 溫度較高,這是由于蒸發(fā)段長、有效換熱面積大,但局部熱流密度較小,形成的氣泡數(shù)量少且沿管軸向運(yùn)動(dòng)至冷凝段的距離較長;對于冷凝段而言,氣體工質(zhì)與冷凝段管內(nèi)壁面熱交換面積有限,大量氣體工質(zhì)無法及時(shí)冷凝回流,增大了冷凝段管內(nèi)壁面氣液剪切力和液膜厚度,削弱了工質(zhì)循環(huán)和熱交換能力。 對比圖4a—圖4c可以看出,熱管軸向溫度分布在任一長度比下,同時(shí)受傾角影響。 當(dāng)熱管傾角為10°時(shí),蒸發(fā)段內(nèi)液體工質(zhì)集中分布在熱管徑向的下側(cè)。 當(dāng)蒸發(fā)段長度增加后,熱管長徑比大,蒸發(fā)段內(nèi)溫度受環(huán)境溫度影響分布均勻,而冷凝段長度小,冷凝段管內(nèi)溫度受徑向環(huán)境溫度影響的同時(shí)受較高溫絕熱段影響,且10°傾角下重力沿工質(zhì)運(yùn)動(dòng)方向的分力較小,蒸氣的剪切力較大,重力效應(yīng)削弱,導(dǎo)致熱管出現(xiàn)明顯的溫度梯度;當(dāng)熱管傾角為50°和90°時(shí),重力作用增強(qiáng),加速了工質(zhì)循環(huán)。

3.2 長度比對熱管等溫特性的影響

長度比改變了熱管蒸發(fā)段和冷凝段的有效換熱面積,改變了兩段之間的熱交換能力,進(jìn)而影響了熱管的軸向溫度分布。 等溫特性是指熱管拉平“熱源”與“冷源”溫度的能力,溫差越小則等溫特性更優(yōu)。圖5 所示為4 種工況熱管在傾角10°、50°和90°條件下管內(nèi)最大軸向溫差。 從圖中可以看出,熱管等溫特性在長度比與傾角因素的耦合作用下呈現(xiàn)明顯規(guī)律性。 當(dāng)熱管傾角一定時(shí),增大熱管蒸發(fā)段長度可以提高熱管的等溫能力;而熱管長度比一定時(shí),管內(nèi)最大軸向溫差隨著傾角增大先增大后減小。 熱管在LR為4.2 傾角10°時(shí)具有最小軸向溫差,為0.2 ℃。 分析認(rèn)為,冷凝段長度增加后冷凝面積增大,回流工質(zhì)總量增加,由于回流的低溫工質(zhì)與蒸發(fā)段內(nèi)壁存在溫差,內(nèi)壁與低溫工質(zhì)發(fā)生熱交換使壁面溫度降低,且較長的冷凝段會(huì)強(qiáng)化氣液兩相工質(zhì)之間的熱交換,導(dǎo)致溫度梯度較大。

圖5 不同長度比熱管的最大軸向溫差Fig.5 Maximum temperature difference along axial direction of TPCT with different LRs

3.3 長度比對熱管傳熱性能的影響

3.3.1 熱管熱阻

熱管在4 種工況下,傾角為10°、50°和90°時(shí)蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段的熱阻大小如圖6 所示。 可以看出,總熱阻隨長度比減小呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢,熱阻最大值發(fā)生在LR 為4.2,最小值發(fā)生在LR 為1。 就蒸發(fā)段熱阻而言,熱阻最大值出現(xiàn)在LR為4.2, 在10°、50° 和90° 分 別 為0.020 ℃/W、0.032 ℃/W和0.025 ℃/W;而最小值出現(xiàn)在LR 為1,分別為0.010 ℃/W、0.008 ℃/W 以及0.012℃/W。 絕熱段熱阻變化與長度比之間沒有明顯的規(guī)律,但隨著傾角增大而減小。 同樣的,冷凝段熱阻在LR 為4.2 出現(xiàn)最大值,LR 為1 最小。

圖6 不同長度比熱管熱阻Fig.6 Thermal resistance of TPCT with different LRs

分析認(rèn)為,蒸發(fā)段長度減小管內(nèi)工質(zhì)更容易形成氣化核心,強(qiáng)化了工質(zhì)的沸騰換熱。 此時(shí)氣-液界面的位置更靠近冷凝段,蒸氣沿管軸向的運(yùn)動(dòng)距離變短,提高了工質(zhì)循環(huán)速率。 當(dāng)冷凝段較短時(shí),部分蒸氣無法及時(shí)冷凝增加了液膜厚度,增大了氣相工質(zhì)與冷凝段內(nèi)壁的熱阻;考慮到不凝性氣體存在,增加冷凝段長度更有利于提高熱管傳熱效率。 不同傾角下各部分熱阻同樣發(fā)生變化,這是因?yàn)榉秦Q向熱管管內(nèi)工質(zhì)是氣-液兩相分層流動(dòng)的,不同傾角下管內(nèi)工質(zhì)密度不同、分布不同,改變了工質(zhì)的沸騰阻力與流動(dòng)能力。

3.3.2 熱管傳熱功率

將熱量傳遞看作自蒸發(fā)段底部外壁傳遞至冷凝段頂部外壁的過程,結(jié)合各段熱阻通過熱管兩端的溫差等效計(jì)算熱管總功率。 圖7 為熱管在4 種工況下,傾角為10°、50°和90°時(shí)的總傳熱功率。 可以看出,熱管總功率隨長度比減小并非線性關(guān)系,而是先增大后減小再增大的趨勢。 最大功率發(fā)生在LR 為1,最小功率發(fā)生在LR 為4.2。 同樣的,熱管最大傳熱功率在不同工況下對應(yīng)的傾角不同,在LR 為4.2 和2.7,傾角10°具有最佳傳熱表現(xiàn);在LR 為1.9 和1,傾角90°具有最佳傳熱表現(xiàn)。 熱管最大總傳熱功率發(fā)生在LR 為1、傾角90°,為104.9 W。

圖7 不同長度比熱管總傳熱功率Fig.7 Total heat-transfer power of TPCT with different LRs

導(dǎo)致LR1 的熱管在垂直放置時(shí)的熱效率最高的原因是:熱管蒸發(fā)段在工作時(shí)處于核態(tài)沸騰狀態(tài),蒸發(fā)段長度減小會(huì)使平均熱流密度增加,增大了蒸發(fā)段傳熱系數(shù),此時(shí)管內(nèi)產(chǎn)生更多飽和蒸氣,蒸發(fā)段內(nèi)壓力增大,較大的壓差提高了氣相工質(zhì)的上升速度。 熱管垂直放置時(shí)重力作用最強(qiáng),液相工質(zhì)回流速度增加,增強(qiáng)了管內(nèi)氣液兩相之間的熱擾動(dòng),提高了熱管傳熱性能。

4 結(jié)論

基于一套重力熱管傳熱效率測試系統(tǒng),針對凍土區(qū)應(yīng)用的氨-碳鋼熱管,開展了長度比對熱管傳熱性能影響的試驗(yàn)研究,同時(shí)考慮熱管傾角,深入探討了等溫特性、熱阻和傳熱功率等指標(biāo)的變化,得出以下結(jié)論:

(1)試驗(yàn)氣-液兩相式重力熱管具有良好的傳熱表現(xiàn),長度比與傾角對其傳熱性能作用明顯。

(2)隨著蒸發(fā)段長度縮短,熱管軸向溫度分布均勻性變差,等溫特性惡化,相同長度比下熱管等溫特性隨傾角增大先減小后增大。 縮短蒸發(fā)段長度可以減小蒸發(fā)段熱阻,提高蒸發(fā)段換熱能力,熱管在LR1具有最小總熱阻。

(3)熱管傳熱功率與長度比之間并非線性關(guān)系,熱管在LR 為1、傾角90°具有最大傳熱功率。

(4)在多年凍土區(qū)熱管工程中,蒸發(fā)段長度往往受埋設(shè)條件約束,建議增加冷凝段的有效長度提高熱管傳熱效率。