TiO2纳米流体在液冷服上的应用实验研究

王 涛, 王 亮, 林贵平, 柏立战,4,刘向阳, 卜雪琴, 谢广辉

(1. 北京航空航天大学 人机工效与环境控制重点学科实验室,北京 100191； 2. 中国航天员科研训练中心,北京 100094；3. 中国科学院 工程热物理研究所,北京100190；4. 英国利兹大学 化学与处理工程学院,利兹 LS2 9JT)



TiO2纳米流体在液冷服上的应用实验研究

王 涛1,2, 王 亮3, 林贵平1, 柏立战1,4,刘向阳2, 卜雪琴1, 谢广辉2

(1. 北京航空航天大学 人机工效与环境控制重点学科实验室,北京 100191； 2. 中国航天员科研训练中心,北京 100094；3. 中国科学院 工程热物理研究所,北京100190；4. 英国利兹大学 化学与处理工程学院,利兹 LS2 9JT)

为了更好地理解与运用纳米流体在液冷服上的强化传热能力,开展TiO2纳米流体在液冷服上的试验研究.利用暖体假人系统模拟人体散热,从人服系统的稳态和瞬态两种情形对应用TiO2纳米流体液冷服在散热、温控、能耗等性能上与应用水的情形进行对比分析.结果表明：应用TiO2纳米流体的液冷服工作性能受工质进口温度、质量流量和纳米颗粒体积分数的影响很大,通过合理匹配以上参数可以提高液冷服的工作性能；若上述参数匹配不当,则将导致液冷服的工作性能恶化,甚至出现低于应用传统工质水的情形.在该实验条件下,当纳米颗粒体积分数为2%,入口温度为15 ℃,质量流量为1 000～1 400 g/min时,液冷服的散热能力比以水为工质时提高6%；所需的泵耗显著降低,为水的0.70～0.80倍；人服系统温度分布和液冷服抗热负荷能力均有所改善.

纳米流体；二氧化钛；液冷服(LCG)

近20年随着纳米科技的发展,出现了一种新颖的流体工质——纳米流体.纳米流体是将具有一定功能用途的纳米级固体粉末状材料运用某种制备方法与基液混合形成的固体颗粒悬浮液,颗粒直径一般为1～100 nm.在纳米流体中加入高热导率的纳米颗粒可以显著增强基液的传热性能.Saidur等[1-2]在对近15年来的各种纳米流体应用的研究中发现,纳米流体的热导率、对流传热系数比传统工质(如水,油和乙二醇等)有显著提高,分别是传统工质的1.01～3.00倍和1.08～4.50倍.纳米流体在传热领域里的应用方兴未艾,近些年来涌现出了大量应用文献,主要应用包括换热器[3-5]、太阳能利用[6-8]、热管[9-12]和核能[13]等领域,显示出了纳米流体的巨大潜力.

纳米颗粒虽然在一定程度上增强了基液的传热性能,但增强的效果在很多文献中的表述不是很一致.形成差异性的原因是多方面的：1)在纳米流体的制备、导热系数测量和溶液稳定性评估上没有一个统一的执行标准.2)纳米流体加强传热的机理不明确.3)影响传热的因素多,如颗粒种类、尺寸、形状、浓度、导热系数,溶液的黏度、温度、分散性,基液的导热系数等[14].另外,纳米颗粒会带来基液黏度的增加,从而增加泵耗.纳米流体在应用中,选择合适的浓度很重要,浓度的选取是以提高溶液传热性能而不使黏度增加太大,使溶液具有较高的能耗比为原则[15].目前,纳米流体的应用主要停留在实验室研究阶段,未走向商业化应用,究其原因主要是悬浮液稳定性没有得到很好的解决,另外制备成本较高[3-4,9,16].

近10多年来,虽然对纳米流体在热领域的应用研究较广泛,但涉及液冷服的相关报道不多见.本文尝试将这一新型传热工质应用于液冷服系统,重点考察纳米流体的应用对于改善和提高液冷服工作性能的影响,分析影响液冷服工作性能的主要参数,为液冷服系统的优化设计提供指导.

1 TiO2纳米流体的制备

1.1 TiO2纳米颗粒的物性

TiO2纳米材料是德国DEGUSSA公司产品,外观呈白色粉末状,无味,密度为4 185 kg/m3,定压比热容为710 J/(kg·K),热导率为8.2 W/(m·K).经电子显微镜扫描可知,颗粒呈球状外形,直径约为20 nm,这与该公司宣称的粒径为21 nm基本一致.

如图1所示为TiO2150 000倍扫描电镜(SEM)微观图像.

图1 TiO2 SEM微观图像Fig.1 SEM micro image of TiO2

1.2 纳米流体的制备

纳米流体的制备方法有以下2种：一步法和两步法.一步法是将纳米颗粒的加工和纳米流体的制备合二为一.该方法制备的纳米流体固相颗粒小,溶液稳定性好,但只适用某些特定的纳米流体制备.两步法是将纳米颗粒的加工与纳米流体的制备分开.采用该方法得到的悬浮液颗粒的表面能较高,会产生团聚沉降.在两步法中,须借助一些措施提高溶液的稳定性,如超声波振动、添加分散剂/稳定剂或调节溶液PH值.这3种稳定措施实质上是对悬浮颗粒表面进行改性,阻止或减缓颗粒团聚的形成,使溶液更稳定[17].两步法适合金属氧化物纳米流体的制备,因其简便易行,在工业应用及实验室制备中经常运用[18].Wang等[19]认为合理选择溶液的PH值和分散剂浓度不但能够使悬浮液稳定性增强,热物理性能也可以得到稳定和强化.为了避免分散剂和调节PH值给溶液热性能分析带来的影响,Peyghambarzadeh等[5,16]只采用搅拌和超声波振动的方法来制备悬浮液.有报道称只采用搅拌和超声波的制备方式可使TiO2纳米流体的稳定性最长超过2个月[20].在两步法中无论采用何种稳定措施,都不能彻底解决溶液长期稳定的问题,但在一定时间内溶液可以保持稳定状态.

在试验中,TiO2纳米流体的基液为去离子水,颗粒体积分数分别为1%和2%.制备方法是首先将称量好的TiO2颗粒与水混合并通过搅拌器进行搅拌,约30 min；然后调节PH值为3,对溶液进行水浴超声波振动2 h,功率为240 W.通过该方法制备得到的TiO2纳米流体,10天后依然保持较好的稳定性,如图2所示为第10天的试验照片.

图2 TiO2悬浮液第10天的试验照片Fig.2 Experimental photos of TiO2 nanofluids in 10 days

1.3 纳米流体输运参数

纳米流体的输运参数主要包括热导率和黏度.热导率是反映流体传热性能的重要参数,黏度反映的是流体的压降与能耗[14].影响输运参数的因素较多,包括固、液相的物理化学性质,浓度、温度、溶液的分散性和PH值等.目前虽然在国内/外发表的诸多论文中出现了很多输运参数的预测模型,但这些模型都是在特定的制备方法、试验条件和工况下,针对某一种或几种影响因素的预测结果,预测精度差异较大,使用限制很多,都不具有普适性.这说明诸多影响因素间的相互作用对输运参数的影响机理到目前为止还不是十分明确.

试验测量是对输运参数影响因素分析的主要手段.在借鉴国内/外同类或近似研究成果的基础上,可以定性地得到以上各参数对TiO2纳米流体输运参数的作用关系.纳米颗粒的热导率、浓度和溶液的温度对纳米流体的热导率有加强作用,尤其是在较高的溶液温度下,这种加强作用更明显.纳米流体的黏度随溶液温度的升高而降低,随着颗粒浓度的增加而增大,在较高体积分数(3%～8%)下的增加幅度较大[15,17,21].Wang等[19]在研究PH值和分散剂对Al2O3-H2O和Cu-H2O纳米流体热导率的影响后,指出调节PH值可以提高颗粒表面电势,增强溶液的稳定性,在PH值和分散剂浓度达到最优组合时,溶液的稳定性和分散性最好,热导率最高.TiO2纳米流体在小浓度下,稳定的PH值接近中性,但在较高浓度(体积分数大于2%)下,低PH值有利于增大颗粒间的作用力,增强溶液的稳定性和热导率[22].Sidik等[16]通过回顾研究大量的论文和报道后指出,纳米流体的分散性越好,热导率越高.以上得到的一些定性结论有助于该项试验的策划与设计.

经计算流体流经液冷服时,剪切率为25～170 s-1.2种体积分数的TiO2纳米流体经流变仪测试,在该剪切率范围内可以当作牛顿流体看待.表1给出该试验和相关文献中TiO2纳米流体热导率、黏度与水的比值.表中,d为粒径,knf/kf为纳米流体与基液水热导率比值,ηnf/ηf为纳米流体与基液水黏度比值.流体热导率采用基于瞬态热线法的KD2热物性测量仪(Decagon,American)测量,黏度采用Modular Compact Rheometer MCR300流变测试仪测量.

表1 TiO2纳米流体与基液水的输运参数比

Tab.1 Ratios of transport properties between TiO2nanofluids and water

t/℃d/nm knf/kf ηnf/ηf 1%2%1%2%参考文献11～1520～301．031．051．11．2-15211．0461．0781．031．07[17]10～2070～76>1．01<1．03>1．01<1．23[15]2020～301．021．041．21．4[21]1525～331．0751．11．051．1[12]20～25151．181．23--[22]3521-1．07--[11]

2 实验系统与方法

2.1 实验系统

如图3所示,实验系统分为以下4部分：暖体假人系统、温度采集系统、工质循环系统和假人隔热服.

图3 液冷服性能测试试验系统Fig.3 Schematic diagram of experimental system for LCGtesting

2.1.1 暖体假人系统和温度采集系统 暖体假人系统是模拟人体显热散热的专用设备.如图4所示,系统包括暖体假人和计算机控制系统.该设备具有设置身体不同部位散热量和设定核心温度为恒定值的2种工作模式.暖体假人工作状态的选择、切换,数据的记录、处理均由计算机控制系统完成.

图4 暖体假人系统Fig.4 Thermal manikin system

温度采集系统包括Omega T型热电偶和Agilent数据采集仪,采集仪与微机相连,通过专业软件对采集到的数据进行处理、监测和记录.热电偶的布点位置在图4的黑色圆点处,分别位于假人右半部的上臂(2点)、躯干(3点)、大腿部(3点),还有液冷服管道的进、出口处.假人身上的热电偶紧贴于假人表皮,用3M导热胶带固定.由于假人与液冷服的结构是左右对称的,仅在假人一侧布置了热电偶.在假人头部、小臂、小腿及手、足上没有热电偶,是因为液冷服上该部位没有液冷管道.

2.1.2 工质循环系统和隔热服 如图5所示,工质循环系统包括蠕动泵、液冷服、换热器、恒温冷源、搅拌器、电子称和烧杯等.循环系统的工作流程如下：首先蠕动泵将流体工质输送到液冷服管网中,工质与人体换热,而后流进恒温冷源中的换热器.换热器由长6 m、内径为6 mm、壁厚1 mm的铜管绕制而成.恒温冷源温度的调节要根据不同试验工况的液冷服进口温度确定.工质流经冷源换热器后,将进入搅拌器,被搅拌均匀,再由蠕动泵抽入液冷服形成闭路循环.系统流量可以由蠕动泵的转速调节旋钮控制,电子称和烧杯用于监测循环流体的质量流量.

图5 工质循环系统Fig.5 Cooling circulatory system

图6 液冷服管网系统Fig.6 Pipe network system of LCG

液冷服是工质循环系统中最大和最复杂的换热部件.液冷服中的液冷管道分布与流动形式如图6所示.冷却工质从后部的主管道进入,而后分为向躯干和下肢流动.进入躯干的工质,在背部主干道的分流下形成左、右对称的从后向前横向流动,而后汇集到服装前部的2个主干道,再经这2个主干道通向出水管道,流出服外.进入下肢的工质分成左、右对称的两部分,管网绕经大腿后部、外侧和前部后,汇集到服装前的出水管道,流出服外.为了平衡管道流阻,使各条小管道流量基本一致,小管道内径为2～5 mm.

隔热服套在液冷服上用于隔绝假人、液冷服同外部环境的换热.内、外表面是棉布层,夹层是棉花层,厚度为4～6 mm.经测试可知,服装的clo值约为2.68(含空气层).

2.2 实验方法

人体散热有显热和潜热两种途径.液冷服和人体间的换热主要是通过显热交换形式.暖体假人用于模拟人体显热换热,通过设定不同部位的散热量,可以实现模拟人体长时间高负荷代谢产热,这是真人无法做到的,可见利用暖体假人代替人体来评价液冷服的散热性能是既合理又经济的.

评价液冷服工作性能的方法分为稳态和瞬态两部分,评价标准是考察换热能力的强弱和温控能力的大小.换热能力强意味着移除相同的热量需要更少的流量或所需的液冷服入口温度更高.前者可以降低泵耗,后者能够提高热舒适性；温控能力大意味着人服系统温度更加稳定,不易受到外界环境的干扰,液冷服管网间的温差和人体同一部位皮肤温差小,整个人服系统温度分布更加均匀,而且服装能够更好地缓解人体突发代谢产热的冲击,减小系统各部位温度波动的速率与峰值.通过以上参数的对比分析可以建立服装散热、能耗和抗击热负荷能力的评价方法.

稳态试验是将暖体假人核心温度设置为37 ℃,在某一组参数工况(如颗粒浓度、工质流量和液冷服进口温度)下,当系统达到热平衡时,记录假人发热量、工质流量和各测点温度,分析比较纳米流体和传统工质水在换热、功耗和温度控制上的工作性能,得到各试验参数对服装换热性能的影响情况.试验中TiO2纳米流体的体积分数为1%和2%.试验设置条件的设计依据工质质量流量qm和液冷服进口温度tin(见表2)的不同共有12种.为了叙述方便,用阿拉伯数字1～12指代表2中对应的进口温度和工质流量的实验状态.

表2 液冷服性能测试试验设置条件

为了尽量消除外部环境对系统换热的影响,在试验过程中液冷服外套有隔热服.隔热服在不同工况下的漏热量是在系统达到热平衡时,用暖体假人产热量减去工质水在液冷服中的散热量近似得到.详见下式：

QL=QM-QLCG,

(1)

QLCG=qm,wcpwΔt.

(2)

式中：QL为隔热服漏热,QM为暖体假人加热量,QLCG为工质水在液冷服中散热量,qm,w为工质水质量流量,cpw为工质水比定压热容,Δt为液冷服进、出口温差.

工质的有效比热容用下式计算：

(3)

式中：cp,eff为流体有效比定压热容,qm为工质质量流量.

表3给出液冷服管网几何参数和流体在液冷服管网中的流动参数.表中,D为管网直径,L为管网长度,下标m指平均值,v为流体流速,Re为雷诺数.3种工质的最大雷诺数发生在液冷服的干流中,分别为2 170.9、801.5和562.7,均小于临界雷诺数(2 320),因此在各试验工况下,工质循环系统中的流动为层流.

在稳态试验能耗分析中,可以利用圆管内流体层流流动时克服沿程阻力的输送功率计算公式来计算泵的功耗：

. (4)

瞬态试验是在给定流量、进口温度和暖体假人各部位发热量的条件下,当系统达到稳态时,改变假人的加热量,观察各温度点的响应情况,以评价冷却工质对突发热负荷的热缓冲能力.在试验中,暖体假人加热量的变化如下：在人服系统达到热稳态后,先给暖体假人增加150 W散热量,维持1 500 s；随后恢复到原加热量,维持1 500 s.

2.3 系统误差

在试验中,测量与控制参数包括热电偶读数、工质流量、液冷服进、出口温度和暖体假人加热量及温度.其中用于温度测量Omega T型热电偶的测温精度为±0.2 ℃；工质流量控制和监测是通过YP30001N(Ⅲ)型电子称称量1 min的流体质量流量,该称的精度为±1 g；液冷服进口温度的控制是通过调节恒温冷源温度实现的,可以将其控制在设定值的±0.1 ℃以内；暖体假人系统的加热量和温度控制精度不低于±1 W和±0.2 ℃.

3 试验结果与讨论

3.1 稳态试验

稳态实验设计是在相同工况下,从散热能力、能耗和温控3个方面考虑液冷服的工作性能,分析散热量分别随液冷服进口温度和流量的变化关系.

3.1.1 散热能力 如图7～9所示为工质水、体积分数为1%和2%的TiO2纳米流体在液冷服不同进口温度下,散热量随流量变化的关系曲线.可知,3种工质散热量随流量的增大而增加；体积分数为2%的TiO2纳米流体散热量最大；体积分数为1%的TiO2纳米流体的散热量有低于水的工况,这些工况主要集中在600～1 000 g/min流量处,并且随进口温度的下降,散热量低于水的幅度越大.由此可见,TiO2纳米流体的散热量与颗粒浓度、工质流量和液冷服进口温度直接相关；在工况9下,体积分数为1%的TiO2纳米流体散热量相对水的增幅达到最大值3%,体积分数为2%的TiO2纳米流体相对水的增幅最大值为6%.

图7 当进口温度为11 ℃时假人散热量随工质流量的变化曲线Fig.7 Curves of manikin heat loss vs. working medium flow at tin=11 ℃

图8 当进口温度为13 ℃时假人散热量随工质流量的变化曲线Fig.8 Curves of manikin heat loss vs. working medium flow at tin=13 ℃

图9 进口温度15 ℃时假人散热量随工质流量变化曲线Fig.9 Curves of manikin heat loss vs. working medium flow at tin=15 ℃

TiO2纳米流体在图7～9中换热能力的强弱变化可作以下分析理解：流体工质在管内的换热形式主要包括导热和对流.在不同工况下,工质导热和对流换热的主导地位不同,这取决于以下3个方面的相互影响结果：1)在小流量下,总换热量中的导热换热量比重较对流换热大,反之小；2)进口温度升高可以增加纳米流体热导率[12, 17]；3)纳米颗粒浓度大可以增强溶液的导热能力,但同时也会增加流体黏度,使得流体的对流换热能力下降.在图7～9中的小流量工况下导热换热占主导,而纳米颗粒比水的导热系数高,所以在小流量下纳米流体的换热能力高于水,并随颗粒浓度的增加而增强.当质量增加时,导热换热比重下降,对流换热增强.当质量流量增加到600～1 000 g/min工况附近时,由于体积分数为1%的TiO2纳米流体的黏度高,对流换热系数低于水,出现了图7和8中换热量小于水的现象.体积分数为2%的TiO2纳米流体虽然黏度最大,但颗粒浓度较高,溶液自身的导热能力强,因此换热量大于水.随着流量进一步增加到1 000～1 400 g/min时,纳米流体与工质水相比由于以下3个正面因素的作用使得体积分数为1%的TiO2纳米流体的换热能力超出了工质水.这3个正面因素是纳米流体导热系数大于水,流层间颗粒交换与碰撞机率增加和颗粒周边微对流现象加剧.液冷服进口温度的升高会进一步加强上述正面因素的作用.这是图8和9中体积分数为1%的TiO2纳米流体随进口温度的升高在质量流量大于600 g/min后,换热量逼近并超越工质水的内在原因.

图10、11分别给出体积分数为1%和2%的TiO2纳米流体在各试验工况下有效比热容的分布情况.有效比热容分布图反映了纳米流体在管道换热中导热和对流两种换热形式在不同工况条件下的相对强弱变化情况和有效比热容在流量、进口温度2个参数搭配下的变化规律.图10和11中信息说明TiO2纳米流体的有效比热容随流量、进口温度和体积分数3个参数的变化而不同.体积分数为1%和2%的TiO2纳米流体有效比热容最大值都出现在工况9和工况11附近,并近似等于水的比热容,其余工况下的有效比热容小于水.工况9是小流量和高进口温度,工况11是较高流量和高进口温度.在小流量下,流体导热换热占总换热量的主导地位,再加上高进口温度会进一步提高溶液的热导率,所以在工况9附近达到了有效比热容的一个极大值点；在较高流量下,流体对流换热占据了主导地位,在3个主要正面因素影响以及高进口温度的正面促进下,流体有效比热容在工况11附近出现了一个极大值；在600～1 000 g/min的中等流量和低进口温度工况附近,有效比热容达到极小值.这是因为纳米流体黏度降低流体对流换热系数加上进口温度越低流体导热系数越小的缘故.

图10 不同工况下,体积分数为1%的 TiO2纳米流体有效比定压热容分布图Fig.10 Effective specific heat distribution for 1% TiO2 nanofluid under experimental conditions

图11 不同工况下,体积分数为2% 的TiO2纳米流体有效比定压热容分布图Fig.11 Effective specific heat distribution for 2% TiO2 nanofluid under experimental conditions

3.1.2 散热量随流量和进口温度的变化关系 从图7～9可以得出以下结论：液冷服散热量随流量的增大而增加,但增幅随流量的增加而降低；当qm<600 g/min时,3种工质的曲线斜率较大；当qm>600 g/min时,曲线斜率较小.这说明当质量流量<600 g/min时,液冷服散热量对工质流量的变化敏感；当质量流量>600 g/min时,不敏感.当质量流量>600 g/min时,通过增加流量提高液冷服散热量,效果不明显.

图12 当工质流量为200 g/min时,暖体假人散热量随液冷服进口温度的变化曲线Fig.12 Curves of manikin heat loss vs. inlet temperature for LCG at qm=200 g/min

图13 当工质流量为600 g/min时,暖体假人散热量随液冷服进口温度的变化曲线Fig.13 Curves of manikin heat loss vs. inlet temperature for LCG at qm=600 g/min

图14 当工质流量为1 000 g/min时,暖体假人散热量随液冷服进口温度的变化曲线Fig.14 Curves of manikin heat loss vs. inlet temperature for LCG at qm=1 000 g/min

图15 当工质流量为1 400 g/min时,暖体假人散热量随液冷服进口温度的变化曲线Fig.15 Curves of manikin heat loss vs. inlet temperature for LCG at qm=1 400 g/min

体积分数为1%、2%的TiO2纳米流体和水的散热量随液冷服进口温度的变化曲线详见图12～15.图中,曲线及斜率的变化信息反映出以下结论：进口温度的增加使得液冷服散热量下降；流量越大,散热量随温度的变化斜率越高；各工质在不同流量下,散热量与液冷服进口温度呈线性变化.以上信息说明在较大流量下,通过改变液冷服进口温度可以有效地控制液冷服散热量.

图16 体积分数为1%的TiO2纳米流体与水能耗比等值图Fig.16 Energy consumption ratio contour map for 1% TiO2 nanofluid vs. water

图17 体积分数为2%的TiO2纳米流体与水能耗比等值图Fig.17 Energy consumption ratio contour map for 2% TiO2 nanofluid vs. water

3.1.3 能耗分析 工质流经液冷服所需能耗的计算由式(4)给出.如图16所示为在不同进口温度和散热量下对应的体积分数为1%的TiO2纳米流体与水能耗的比值分布图.可以得出以下结论：体积分数为1%的TiO2纳米流体的功耗不一定比水高,这取决于工况条件；在高流量、高进口温度或小流量、高进口温度的工况下,能耗比小于1.如图17所示为体积分数为2%的TiO2纳米流体与水能耗比值分布图.可以得到以下结果：体积分数为2%的TiO2纳米流体的功耗在大部分工况下小于水,在某些工况下略大于水；在中等流量600～1 000 g/min和低进口温度工况下,功耗比大于1,其余工况小于1.图16和17说明TiO2纳米流体所需的能耗与液冷服进口温度、系统流量和颗粒体积分数有关.

图18 TiO2纳米流体与水各部位平均温度比较Fig.18 Mean temperature comparison of segmentsbetween applying water and TiO2 nanofluids

图19 TiO2纳米流体与水各部位温差比较Fig.19 Different temperature comparison of segments between applying water and TiO2 nanofluids

3.1.4 温控效果分析 选择TiO2纳米流体在暖体假人散热量q=384 W,液冷服进口温度tin=13 ℃,系统流量qm=1 000 g/min工况下与水进行温控性能的比较.图18、19给出TiO2纳米流体和水在液冷服平均温度、进出口温差和暖体假人上臂、躯干、大腿等部位的平均皮肤温度及温差上的比较结果.图中，tm为平均温度，tdif为温差.数据显示在液冷服上应用TiO2纳米流体时,液冷服平均温度、进出口温差和暖体假人各部位平均温度及温差与工质水相比基本一致.

3.2 动态试验

动态试验的目的是检验冷却工质对人体引发的热量阶跃的缓冲能力.流体工质和人体各部位皮肤温度受热量的阶跃波动越小,说明工质抗击热载荷的能力越强,动态温控能力越好.

动态试验工况设计如下：当q=384 W,tin=13 ℃,qm=1 000 g/min时,系统达到平衡后,使暖体假人的热量增加150 W,维持1 500 s,再回复到原产热量,并维持1 500 s.

动态试验的比较参数是平均温度随热量阶跃的响应.图20、21分别给出液冷服平均温度和暖体假人躯干部位平均温度响应情况.图中,平均温度动态响应趋势一致：加热量增加150 W后,在1 500 s内,温度呈上升趋势；加热量恢复到初始态后,在1 500 s内,温度呈下降趋势,并逐渐趋于初始值.当采用体积分数为2%的TiO2纳米流体时,液冷服和躯干部位的平均温度上升与下降速率略小于水,体积分数为1%的TiO2纳米流体略高于水.可以看出,体积分数为2%的TiO2纳米流体的动态温控性能略优于水.

图20 TiO2纳米流体和水的液冷服平均温度动态响应曲线Fig.20 Dynamic response curves of mean temperature in LCG for TiO2 nanafluids and water

图21 TiO2纳米流体和水的躯干平均温度动态响应曲线Fig.21 Dynamic response curves of mean temperature in trunk for TiO2 nanafluids and water

4 结 论

(1) 应用TiO2纳米流体的液冷服散热性能受液冷服工质进口温度、工质流量和颗粒体积分数3个参数的共同影响.上述参数的合理匹配能够最大程度地发挥TiO2纳米流体在强化传热上的优势.若上述3个参数匹配不当,则会造成系统散热性能的降低、恶化,甚至低于应用传统工质水的散热性能.在本项实验中,体积分数为2%的TiO2纳米流体的散热性能最好,与水相比,散热量增幅最高达6%.

(2) TiO2纳米流体的有效比热容、能耗均受到液冷服进口温度、系统流量和颗粒体积分数的影响.工质循环系统存在一个合适的进口温度和系统流量,使得悬浮液的有效比热容达到最大,能耗最小.在该试验工况下,该进口温度是15 ℃,系统流量为1 000～1 400 g/min,此时体积分数1%和2%TiO2纳米流体的最大有效比热容近似等于水的比热容,能耗分别约为水的1.0和0.70～0.80倍.

(3) TiO2纳米流体对服装温控能力的加强作用效果不大.体积分数为2%的TiO2纳米流体的温控能力在稳态和动态响应上略好于水.

(4) 液冷服散热量随系统流量的增大而增加.当qm<600 g/min时,液冷服散热量对工质流量的变化较敏感；当qm>600 g/min时,液冷服散热量对工质流量的变化不敏感.

(5) 液冷服散热量随液冷服进口温度的升高而下降.流量越大,液冷服散热量随进口温度的变化响应越快.

本文系统研究工质入口温度、工质流量和颗粒体积分数3个参数对应用TiO2纳米流体的液冷服的工作性能如散热能力、泵耗和热控能力的影响,得出一些重要的结论,对于指导应用该新型工质的液冷服的设计具有重要意义.

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Experimental study on performance of liquid cooling garment with application of titanium dioxide nanofluids

WANG Tao1,2, WANG Liang3, LIN Gui-ping1, BAI Li-zhan1,4, LIU Xiang-yang2,BU Xue-qin1, XIE Guang-hui2

(1.LaboratoryofFundamentalScienceonErgonomicsandEnvironmentControl,BeihangUniversity,Beijing100191,China; 2.ChinaAstronautResearchandTrainingCenter,Beijing100094,China;3.InstituteofEngineeringThermophysics,ChineseAcademyofSciences,Beijing100190,China;4.SchoolofChemicalandProcessEngineering,UniversityofLeeds,LeedsLS2 9JT,UK)

The experimental study for the performance of liquid cooling garment (LCG) with the application of TiO2nanofluids was conducted in order to better understand and utilize the characteristics of enhancing heat transfer for nanofluids applied in LCG. A thermal manikin system was employed to simulate heating from a human body. The performance of the LCG with TiO2nanofluids as the working fluid was compared with water by a variety of aspects such as heat dissipation, temperature control and pump power consumption under both steady state and transient conditions. Experimental results show that the inlet temperature, mass flow rate and volume fraction of TiO2nanofluids are three key parameters affecting the performance of the LCG, which can be significantly enhanced by a proper combination of these parameters. If the parameters not matching, the performance of the LCG will deteriorate or even be worse than that using water as the working fluid. When the inlet temperature, mass flow rate and volume fraction of TiO2nanofluids were selected as 15 ℃, 1 000～1 400 g/min and 2% respectively, the heat dissipation of the LCG was enhanced by up to 6% compared with using water. The pump power declined about 0.70～0.80 times of water. Both the temperature distribution in the thermal manikin-LCG system and the capability for adapting abrupt heat load change were improved.

nanofluid; titanium dioxide; liquid cooling garment (LCG)

2015-09-25. 浙江大学学报(工学版)网址： www.journals.zju.edu.cn/eng

国家自然科学基金资助项目(50436020)；中国博士后科学基金资助项目(20100470187).

王涛(1978—)，男，博士生，从事制冷与低温和环境控制等研究.ORCID:0000-0002-7912-8204. E-mail: wangjiyuanwpt@126.com 通信联系人：林贵平，男，教授. ORCID:0000-0002-7972-994X. E-mail: gplin@buaa.edu.cn

10.3785/j.issn.1008-973X.2016.04.012

TK 124

A

1008-973X(2016)04-0681-10