涂福炳，許 欣，周孑民，張 嶺

(中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙，410083)

同軸徑向熱管作為一種新型熱管因其具有優(yōu)良的等溫性能和穩(wěn)定性能、較大的傳熱功率等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)在半導(dǎo)體材料生長、標(biāo)準(zhǔn)黑體溫度標(biāo)定等領(lǐng)域投入使用[1]。由于其異于傳統(tǒng)熱管的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，由此種熱管組成的熱管換熱器更是有效地解決了低溫余熱回收中的露點(diǎn)腐蝕這一難題[2-3]。但這些應(yīng)用大多以現(xiàn)場經(jīng)驗(yàn)作為依據(jù)[4-5]。虞斌等[6]對不銹鋼-鈉熱管的啟動(dòng)性能以及工作溫度特性進(jìn)行了較系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)研究。胡愛鳳[7]對某一充液率的徑向熱管溫度場進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值分析。單艷等[8]對同心圓熱管進(jìn)行了初步實(shí)驗(yàn)研究。在此，本文作者通過實(shí)驗(yàn)研究對不同充液率下同軸徑向熱管的工作特性進(jìn)行評價(jià)和分析，以便為開發(fā)出高效經(jīng)濟(jì)的熱管提供參考依據(jù)。

1 水平同軸徑向熱管傳熱機(jī)理

本文研究的水平同軸徑向熱管屬于重力式熱管，但結(jié)構(gòu)上與傳統(tǒng)重力式熱管有很大區(qū)別[9]。傳統(tǒng)重力式熱管是在軸向方向上傳熱，而此熱管為同軸徑向傳熱，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

圖1 水平同軸徑向熱管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of radial and coaxial heat pipe

此種熱管由內(nèi)管、外管以及內(nèi)外管之間一定量的工質(zhì)組成。熱管元件水平放置，內(nèi)部的工質(zhì)處于真空狀態(tài)，兩端絕熱。工作時(shí)，外管壁受熱，內(nèi)部的液態(tài)工質(zhì)吸收熱量蒸發(fā)變成蒸汽，蒸汽釋放熱量加熱內(nèi)管中的給水，同時(shí)凝結(jié)成液體。當(dāng)冷凝的水珠匯集到足夠量時(shí)在內(nèi)管壁形成一層液膜，滴落到液體工質(zhì)中，液體工質(zhì)吸熱再次蒸發(fā)。如此往復(fù)循環(huán)，使煙氣的熱量源源不斷地加熱給水。

2 實(shí)驗(yàn)裝置與步驟

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由熱管、加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、測量系統(tǒng)組成，如圖2所示。本實(shí)驗(yàn)加工了結(jié)構(gòu)尺寸相同，充液率分別為20%，30%，40%，50%和60%的碳鋼-水同軸徑向熱管，熱管元件結(jié)構(gòu)尺寸及熱電偶布置如圖3所示。

在實(shí)驗(yàn)過程中，采用于熱管外壁均勻纏繞鎳鉻電阻絲的方式對熱管進(jìn)行加熱[10]，通過調(diào)節(jié)電阻絲的輸入電壓來調(diào)節(jié)輸入功率，控制熱管加熱段的熱流密度。由于鎳鉻帶狀電阻絲外層沒有絕緣層，為防止加熱電阻絲與熱管直接接觸造成短路事故，實(shí)驗(yàn)過程中首先在熱管外壁包上玻璃纖維布以起到絕緣的作用。

采用鎧裝鎳鉻-鎳硅熱電偶對壁面溫度、冷卻水溫度進(jìn)行測量。為了解熱管管壁溫度分布情況，沿?zé)峁茌S向1/5，2/5，3/5和4/5處布置4個(gè)測溫截面，每個(gè)截面沿周向位置均勻布置4個(gè)熱電偶，將此16根熱電偶與無紙記錄儀連接，實(shí)時(shí)記錄壁面溫度變化。以自來水作為冷源，冷卻水的流量采用玻璃轉(zhuǎn)子流量計(jì)進(jìn)行測量。

考慮到熱管對外界環(huán)境的散熱會造成很大的實(shí)驗(yàn)誤差，在熱管外壁纏繞電阻絲后，再在熱管外壁緊密地包裹一層有堿超細(xì)玻璃棉氈。此種保溫材料密度小，導(dǎo)熱系數(shù)低，能起到很好的保溫作用[11]。

實(shí)驗(yàn)時(shí)將熱管水平安裝在小型熱管實(shí)驗(yàn)臺上，安裝時(shí)用水平儀校準(zhǔn)。固定熱電偶，并將其與無紙記錄儀連接，調(diào)試溫度測量系統(tǒng)。記錄實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。

圖2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental system

圖3 實(shí)驗(yàn)熱管元件示意圖Fig.3 Schematic diagram of experimental heat pipe

表1 工況記錄結(jié)果Table1 Recording results in different working conditions

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 沿?zé)峁軓较蛲獗跍囟鹊姆植记闆r

在工況一下，熱管壁面徑向溫度分布見圖 4。其中：測點(diǎn)1~4的溫度分別為沿軸向分布的4個(gè)測溫截面對應(yīng)位置的溫度平均值；工況二與工況三的溫度分布趨勢與工況一的相同。由圖4可以看出：沿?zé)峁芡獗趫A周方向上，測溫點(diǎn)1即熱管頂部的溫度最高，測溫點(diǎn)3即熱管底部的溫度最低，測溫點(diǎn)2和測溫點(diǎn)4即熱管兩側(cè)的溫度居中，且3個(gè)工況下均呈此規(guī)律分布，頂部與底部平均溫差為12.5 ℃。這主要是因?yàn)闊峁茼敳靠臻g充斥著氣態(tài)工質(zhì)，底部則充斥著液態(tài)工質(zhì)，氣態(tài)工質(zhì)的換熱系數(shù)較小，熱阻很大，所以，頂部溫度最高。因此，在工程應(yīng)用上，熱管底部的溫度是考察是否會發(fā)生露點(diǎn)腐蝕的主要依據(jù)[12]。

圖4 工況一的熱管壁面徑向溫度分布Fig.4 Radial distribution of temperature on outer of heat pipe under condition one

3.2 沿?zé)峁茌S向外壁溫度的分布情況

工況一的熱管壁面軸向溫度見圖5，其中測點(diǎn)1~4的溫度分別對應(yīng)截面的溫度平均值，工況二與工況三的溫度分布趨勢與工況一的相同。由圖5可以看出：沿?zé)峁茌S向上，測溫點(diǎn)4即熱管入水口側(cè)的外壁溫度比測溫點(diǎn)1即出水口側(cè)的外壁溫度低；當(dāng)3種工況下熱管充液率為20%，30%和40%時(shí)，軸向兩端最大平均溫差為15.7 ℃；當(dāng)充液率為50%和60%時(shí)，軸向兩端最大平均溫差為6.8 ℃。這主要是因?yàn)槔鋮s水出口處的溫度高于入口處的溫度，故熱管空腔內(nèi)靠近出口處產(chǎn)生的蒸汽量高于入口處蒸汽量，兩處存在一定壓差，蒸汽向低壓處流動(dòng)傳熱，起到平衡熱管軸向兩端溫差的作用。而在充液率較小的情況下，產(chǎn)生的蒸汽量較少，平衡軸向兩端溫差的能力有限，此時(shí)，溫差比高充液率下的溫差高。因此，在工程應(yīng)用中，應(yīng)對熱管進(jìn)水口側(cè)的壁溫加強(qiáng)檢測，防范露點(diǎn)腐蝕。同時(shí)，在滿足換熱量的前提下，可適當(dāng)提高熱管的充液率來提高熱管壁面的均溫性。

圖5 工況一的熱管壁面軸向溫度分布Fig.5 Coaxial distribution of temperature on outer of heat pipe under condition one

3.3 充液率與換熱系數(shù)的關(guān)系

采用最小二乘法[13]，對充液率及計(jì)算所得的熱管總換熱系數(shù)進(jìn)行曲線擬合，得到3種工況下?lián)Q熱系數(shù)與充液率的擬合函數(shù)式(q為熱流密度，W/m2；h為換熱系數(shù)，W/(m2·K)；R為充液率，%)：當(dāng)q1=3 791.33時(shí)，擬合函數(shù)為：h= 391.87R0.8065，擬合度為0.962 2；當(dāng)q2=4 179.94時(shí)，擬合函數(shù)為：h=470.20R0.6912，擬合度為0.935 5；當(dāng)q3=4 587.50時(shí)，擬合函數(shù)為：h=531.65R0.6376，擬合度為0.887 4。

所得擬合函數(shù)在低熱流密度下的擬合度較高，高熱流密度下?lián)Q熱系數(shù)隨充液率的增大變化劇烈，因此，擬合度有所下降。

將其擬合函數(shù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作于同一圖內(nèi)，如圖 6所示。

3.4 熱流密度與換熱系數(shù)的關(guān)系

采用同樣的方法，對熱管在充液率為定值條件下的總換熱系數(shù)與熱流密度進(jìn)行擬合。將其擬合結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，如圖7所示。

(1) 當(dāng)R1=20時(shí)，擬合函數(shù)為：h=1×10-9q3.0422，擬合度為0.990 2。

(2) 當(dāng)R2=30時(shí)，擬合函數(shù)為：h=9×10-7q2.2981，擬合度為0.982 8。

(3) 當(dāng)R3=40時(shí)，擬合函數(shù)為：h=4×10-9q2.9868，擬合度為0.896 1。

(4) 當(dāng)R4=50時(shí)，擬合函數(shù)為：h=1×10-6q2.3099，擬合度為0.983 7。

(5) 當(dāng)R5=60時(shí)，擬合函數(shù)為：h=1×10-4q1.7575，擬合度為0.992 9。

不同充液率下的擬合度均較高，說明所得擬合函數(shù)的可信度較高。由此可得熱管的換熱系數(shù)與充液率及熱流密度的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式為：

其中熱流密度根據(jù)實(shí)驗(yàn)測得的加熱電功率計(jì)算得出。

圖6 換熱系數(shù)與充液率的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與擬合結(jié)果的比較Fig.6 Compare with experimental date and fitting curve of heat transfer coefficient and working fluid rate

圖7 換熱系數(shù)與熱流密度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與擬合結(jié)果的比較Fig.7 Compare with experimental date and fitting curve of heat transfer coefficient and working fluid rate and heat flux

3.5 實(shí)驗(yàn)的特殊現(xiàn)象分析

換熱系數(shù)與充液率、熱流密度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和擬合結(jié)果的比較分別見圖6和圖7。由圖6和圖7可以看出：充液率為50%和60%的熱管傳熱性能較接近且傳熱性能較好，其他充液率的熱管性能有所下降；充液率為20%時(shí)，的熱管總體上保持較低的換熱系數(shù)。這主要是由于液池與外管壁接觸面積較小，水蒸汽的蒸發(fā)量極其有限，外壁向內(nèi)壁的傳熱主要通過液池的對流傳熱，而蒸汽的對流傳熱較差，因此，充液率過小時(shí)整體換熱系數(shù)較低。

在熱流密度較小時(shí)，換熱系數(shù)依充液率 60%，50%，40%，30%，20%次序減小。這是因?yàn)樵诘蜔崃髅芏认路序v不是很劇烈，充液率越多，蒸發(fā)段內(nèi)壁被充分浸潤的面積越大，換熱系數(shù)就越大；當(dāng)熱流密度為q3時(shí)，充液率為50%的熱管換熱系數(shù)高于充液率為60%的熱管換熱系數(shù)。這主要是由于充液率為50%的熱管中，液池在高熱流密度加熱下，汽液混合充分，液位抬高，傳熱面積較大，沸騰傳熱空間尚未受到限制，故傳熱進(jìn)行得較徹底，從而使換熱系數(shù)加大。而充液率為60%的熱管因工質(zhì)占環(huán)形空間過大，使產(chǎn)生蒸汽的體積減小，壓力增大，不利于氣泡的產(chǎn)生，因而不利于沸騰傳熱[14]，使換熱系數(shù)有所下降。綜上所述，低熱流密度下，應(yīng)在滿足熱管各種極限限制的前提下，提高充液率來加強(qiáng)傳熱。在本實(shí)驗(yàn)中，在q1和q2時(shí)，充液率為50%的熱管具有最佳的傳熱效果。在高熱流密度下，由于氣相壓力的增大對換熱系數(shù)的影響處于主導(dǎo)地位[15]，隨充液率的增加，換熱系數(shù)先增大后減小，存在1個(gè)最佳充液率。本實(shí)驗(yàn)室中，在q3下的最佳充液率為50%。

4 結(jié)論

(1) 充液率為50%和60%的熱管傳熱性能較接近且傳熱性能較好，其他充液率的熱管性能有所下降。充液率為20%的熱管總體上保持較低的換熱系數(shù)，主要是由于液池與外管壁接觸面積較小，水蒸汽的蒸發(fā)量極其有限，外壁向內(nèi)壁的傳熱主要通過液池的對流傳熱，而蒸汽的對流傳熱較差，因此，當(dāng)充液率過小時(shí)，整體換熱系數(shù)較低。

(2) 采用最小二乘法原理，得到了不同充液率下?lián)Q熱系數(shù)與熱流密度和充液率的關(guān)聯(lián)式。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果計(jì)算的熱管換熱系數(shù)相對誤差不超過±7.92%。

(3) 熱管壁面溫度頂端比底端的高，冷卻水出口處溫度高于入口處溫度。在工程應(yīng)用中，應(yīng)加強(qiáng)熱管冷卻水入口處熱管底部溫度監(jiān)測，防止露點(diǎn)腐蝕。

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