长度比对低温重力热管强化传热的影响

王英梅 王俊程* 刘永恒 王 茜

(1 兰州理工大学能源与动力工程学院 兰州 730050)

(2 中国科学院西北生态环境资源研究院青藏高原北麓河冻土工程与环境综合观测研究站 兰州 730000)

(3 中国科学院西北生态环境资源研究院冻土工程国家重点实验室 兰州 730000)

(4 甘肃省生物质能与太阳能互补功能系统重点实验室 兰州 730050)

1 引言

两相闭式热虹吸管(Two-phase closed thermosyphon,又称重力热管,以下简称热管、TPCT)是一种两相传热元件,与单相传热元件相比不仅具有高效换热的优点,还具有结构简单和无需外加能源驱动等优点,被广泛应用于电子元件、石油化工和冻土工程等领域。 在冻土区,为有效应对受全球升温与夏季高温对冻土稳定性的影响,减少冻土退化引发的病害,热管作为一种主动冷却措施在多年冻土区工程建设中发挥着重要作用。

热管传热过程包含工质相变与气-液两相流,因此传热机理相对复杂。 热管传热性能影响因素较多,包含自身(工质类型、充液率、长径比),外界(环境温度、风速)以及布设方式(倾角、长度比)等,前人开展了大量研究。 Samuel[1]对太阳能集热系统中不同蒸发段长度热管的传热功率与热阻进行研究,发现最小总热阻出现在蒸发段最短时。 Noie[2]对垂直放置的不同蒸发段长度的常温区热管进行研究,认为改变蒸发段长度导致沸腾与冷凝热阻发生变化,影响轴向温度分布特征,同时发现不同蒸发段长度对应最佳充液率不同。 Khazaee[3]研究了常温区热管间歇沸腾与蒸发段长度和充液率之间的关系,认为增加蒸发段长度可以减小沸腾周期。 Anjankar[4]试验结果表明,当冷凝段长度是蒸发段的1.5 倍时传热性能最佳。 郭青[5]对不同蒸发段长度的高温区热管启动特性进行分析,认为增加蒸发段长度有利于热管等温性。 张劲草[6]以热阻作为评价标准,发现改变蒸发段和冷凝段的长度及位置均会对其传热性能产生影响。

各类热管工程与试验结果表明,长度比(蒸发段与冷凝段长度之比,LR)是影响其最大限度发挥制冷效果的重要因素,如何设计合理的长度比仍需要进一步研究。 以往研究大多以常温和中温区热管为对象,对冻土区应用的低温热管研究相对匮乏。 同时,国内外既有的长度比试验热管均为垂直布设,而实际应用中倾斜热管普遍存在。 基于此,本文选取多年冻土区氨-碳钢热管为研究对象,结合高温冻土区实际环境参数与热管倾斜角度,开展不同长度比热管传热性能的试验研究,为热管工程应用中最优长度比提供可靠的试验支撑。

2 试验系统及试验方案

2.1 冻土区热管工作原理简介

热管工作原理是工质在蒸发段内吸热变为气体,在压差的作用下上升至冷凝段,在冷凝段内液化释放热量,液体在重力的作用下回流至蒸发段。 冻土区热管埋设如图1 所示,利用热管将多年冻土层中热量转移至空气环境,增大冻土土体的冷储量,进而提高冻土稳定性,提高上层建筑物结构稳定性。

2.2 试验系统介绍

基于“一套可调控式重力热管传热效率测试装置”[7],搭建了如图2 所示的热管试验系统。 试验系统由试验热管、支撑装置、控温装置和数据采集装置组成。 试验热管工质为氨,长为2.1 m,外径为89 mm的碳钢管,热管冷凝段光滑无翅片。 支撑装置由外径0.4 m 的上下温控桶和支架组成,用于改变热管倾角与长度比。 控温装置中,加热浴和冷却浴连接下上温控桶分别独立控制蒸发段和冷凝段的环境温度,其工作温度范围为-40—100 ℃,温度波动度为±0.01 ℃。为减少热损失,在试验系统外包裹厚度为6 cm 的保温棉。

图2 试验系统简图Fig.2 A brief diagram of experimental system

本试验热管传感器测点如图3 所示。 温度传感器选用热敏电阻,由冻土工程国家重点实验室自主研发,测温区间为- 30—30 ℃,精度± 0.05 ℃,编号1—10 监测管内温度,11—16 监测管外壁温度。 热流传感器测量区间为-2000—2000 W/m2,精度±3%,编号Ⅰ—Ⅴ监测管外壁热流密度。

图3 试验热管的传感器布设Fig.3 Sensors layout of experimental TPCT

2.3 试验方案介绍

试验共设计4 种长度比工况如图3 所示,通过调节热管在上下温控桶内的相对位置改变蒸发段和冷凝段长度,详细参数见表1。

表1 试验热管参数Table 1 Parameters of experimental TPCT

将热管放置在温控桶内相应位置,热管倾角调至90°、LR 为4.2,启动控温装置。 下温控桶温度依据北麓河站高温冻土区多年冻土年平均地温设定为-0.5 ℃,上温控桶温度依据北麓河气象站年平均气温设定为-3 ℃[8-9]。 开启数采仪对温度与热流密度进行采集,采集频率为1 分钟,当热管一定时间内温度变化小于0.1 ℃、热流密度变化小于5%时,认为热管工作达到稳态。 垂直热管数据采集完成后,依次调整热管倾角至50°和10°。 不同倾角下数据采集结束后,改变热管长度比重复上述试验步骤。

2.4 评价参数计算

各计算参数均选取热管工作达到稳态时最后10分钟的平均数据。

热管功率计算采用式(1)—(2):

式中:Qe、Qc分别为蒸发段和冷凝段传热功率,W;do为热管外径,m;le、lc分别为蒸发段和冷凝段有效长度,m;qe、qc分别为蒸发段和冷凝段的平均热流密度,W/m2。

热管最大轴向温差计算采用式(3):

式中:ΔTma为热管内最大轴向温差,℃;Tei、Tci分别为蒸发段和冷凝段管内平均温度,℃。

热管热阻计算采用式(4)—(6):

式中:Re、Rc、Ra分别为蒸发段、冷凝段和绝热段热阻,℃/W;Tew、Tcw分别为蒸发段和冷凝段的外壁平均温度,℃;Ta1、Ta2分别绝热段底端和顶端管内温度,℃。

热管等效总功率计算采用式(7):

式中:QTPCT为热管总功率,W;Tew1、Tcw2分别为蒸发段底部管壁和冷凝段顶部管壁温度,℃;R为热管3 段热阻之和,℃/W。

3 试验结果及讨论

保持蒸发段与冷凝段环境温度不变,热管长度比为4.2、2.7、1.9 和1,倾角为10°、50°和90°,研究热管在不同长度比和倾角下传热性能,从轴向温度分布特征、等温特性、热阻和总传热功率角度进行分析。

3.1 长度比对热管轴向温度分布特征的影响

稳态条件下热管轴向温度分布可以直观体现其传热能力。 由图4a 可以看出,10°热管沿轴向温度分布特征差异明显。 热管在测点1—4 温度均呈现平缓降低的趋势;在测点4—6 温度出现明显转折,且LR为1.9 和1 的降温幅度明显大于前两者,分别为0.5 ℃和0.85 ℃;在测点6—8 除LR 为1 之外均出现温升现象,此时最大温升在LR 为1.9 出现,为0.1 ℃;在测点8—10 温度变化趋势再次一致,但LR为1.9 和1 在此区域温度明显低于前两者,此时LR为1 沿管轴向降温梯度最小。 图4b 给出了50°热管轴向温度分布,随着倾角增大,4 种工况下热管温度变化趋势一致,热管自蒸发段底部至冷凝段顶部一直呈降温趋势,且测点5 附近出现温度陡降;此时测点7 附近不再出现温升现象且相比于10°热管4 种工况热管在测点8—10 的温差明显减小。 从图4c 可以看出,90°热管温度分布特征与50°热管基本一致,但测点8—10 在4 种工况下温度更加接近。

图4 不同长度比和倾角下热管轴向温度分布Fig.4 Temperature distribution along axial direction of TPCT with different LRs and inclination angles

分析认为,测点5 出现温度陡降与充液率有关,测点5 位于气-液界面附近,工质相变带走大量热量导致降温明显。 热管LR 为4.2 和2.7 时,虽然测点1—7 表现更好的均温性,但测点8—10 温度较高,这是由于蒸发段长、有效换热面积大,但局部热流密度较小,形成的气泡数量少且沿管轴向运动至冷凝段的距离较长;对于冷凝段而言,气体工质与冷凝段管内壁面热交换面积有限,大量气体工质无法及时冷凝回流,增大了冷凝段管内壁面气液剪切力和液膜厚度,削弱了工质循环和热交换能力。 对比图4a—图4c可以看出,热管轴向温度分布在任一长度比下,同时受倾角影响。 当热管倾角为10°时,蒸发段内液体工质集中分布在热管径向的下侧。 当蒸发段长度增加后,热管长径比大,蒸发段内温度受环境温度影响分布均匀,而冷凝段长度小,冷凝段管内温度受径向环境温度影响的同时受较高温绝热段影响,且10°倾角下重力沿工质运动方向的分力较小,蒸气的剪切力较大,重力效应削弱,导致热管出现明显的温度梯度;当热管倾角为50°和90°时,重力作用增强,加速了工质循环。

3.2 长度比对热管等温特性的影响

长度比改变了热管蒸发段和冷凝段的有效换热面积,改变了两段之间的热交换能力,进而影响了热管的轴向温度分布。 等温特性是指热管拉平“热源”与“冷源”温度的能力,温差越小则等温特性更优。图5 所示为4 种工况热管在倾角10°、50°和90°条件下管内最大轴向温差。 从图中可以看出,热管等温特性在长度比与倾角因素的耦合作用下呈现明显规律性。 当热管倾角一定时,增大热管蒸发段长度可以提高热管的等温能力;而热管长度比一定时,管内最大轴向温差随着倾角增大先增大后减小。 热管在LR为4.2 倾角10°时具有最小轴向温差,为0.2 ℃。 分析认为,冷凝段长度增加后冷凝面积增大,回流工质总量增加,由于回流的低温工质与蒸发段内壁存在温差,内壁与低温工质发生热交换使壁面温度降低,且较长的冷凝段会强化气液两相工质之间的热交换,导致温度梯度较大。

图5 不同长度比热管的最大轴向温差Fig.5 Maximum temperature difference along axial direction of TPCT with different LRs

3.3 长度比对热管传热性能的影响

3.3.1 热管热阻

热管在4 种工况下,倾角为10°、50°和90°时蒸发段、绝热段和冷凝段的热阻大小如图6 所示。 可以看出,总热阻随长度比减小呈现先减小后增大再减小的趋势,热阻最大值发生在LR 为4.2,最小值发生在LR 为1。 就蒸发段热阻而言,热阻最大值出现在LR为4.2, 在10°、50° 和90° 分 别 为0.020 ℃/W、0.032 ℃/W和0.025 ℃/W;而最小值出现在LR 为1,分别为0.010 ℃/W、0.008 ℃/W 以及0.012℃/W。 绝热段热阻变化与长度比之间没有明显的规律,但随着倾角增大而减小。 同样的,冷凝段热阻在LR 为4.2 出现最大值,LR 为1 最小。

图6 不同长度比热管热阻Fig.6 Thermal resistance of TPCT with different LRs

分析认为,蒸发段长度减小管内工质更容易形成气化核心,强化了工质的沸腾换热。 此时气-液界面的位置更靠近冷凝段,蒸气沿管轴向的运动距离变短,提高了工质循环速率。 当冷凝段较短时,部分蒸气无法及时冷凝增加了液膜厚度,增大了气相工质与冷凝段内壁的热阻;考虑到不凝性气体存在,增加冷凝段长度更有利于提高热管传热效率。 不同倾角下各部分热阻同样发生变化,这是因为非竖向热管管内工质是气-液两相分层流动的,不同倾角下管内工质密度不同、分布不同,改变了工质的沸腾阻力与流动能力。

3.3.2 热管传热功率

将热量传递看作自蒸发段底部外壁传递至冷凝段顶部外壁的过程,结合各段热阻通过热管两端的温差等效计算热管总功率。 图7 为热管在4 种工况下,倾角为10°、50°和90°时的总传热功率。 可以看出,热管总功率随长度比减小并非线性关系,而是先增大后减小再增大的趋势。 最大功率发生在LR 为1,最小功率发生在LR 为4.2。 同样的,热管最大传热功率在不同工况下对应的倾角不同,在LR 为4.2 和2.7,倾角10°具有最佳传热表现;在LR 为1.9 和1,倾角90°具有最佳传热表现。 热管最大总传热功率发生在LR 为1、倾角90°,为104.9 W。

图7 不同长度比热管总传热功率Fig.7 Total heat-transfer power of TPCT with different LRs

导致LR1 的热管在垂直放置时的热效率最高的原因是:热管蒸发段在工作时处于核态沸腾状态,蒸发段长度减小会使平均热流密度增加,增大了蒸发段传热系数,此时管内产生更多饱和蒸气,蒸发段内压力增大,较大的压差提高了气相工质的上升速度。 热管垂直放置时重力作用最强,液相工质回流速度增加,增强了管内气液两相之间的热扰动,提高了热管传热性能。

4 结论

基于一套重力热管传热效率测试系统,针对冻土区应用的氨-碳钢热管,开展了长度比对热管传热性能影响的试验研究,同时考虑热管倾角,深入探讨了等温特性、热阻和传热功率等指标的变化,得出以下结论:

(1)试验气-液两相式重力热管具有良好的传热表现,长度比与倾角对其传热性能作用明显。

(2)随着蒸发段长度缩短,热管轴向温度分布均匀性变差,等温特性恶化,相同长度比下热管等温特性随倾角增大先减小后增大。 缩短蒸发段长度可以减小蒸发段热阻,提高蒸发段换热能力,热管在LR1具有最小总热阻。

(3)热管传热功率与长度比之间并非线性关系,热管在LR 为1、倾角90°具有最大传热功率。

(4)在多年冻土区热管工程中,蒸发段长度往往受埋设条件约束,建议增加冷凝段的有效长度提高热管传热效率。