沈玉琴，陸龍生，張仕偉，黃光漢

(華南理工大學機械與汽車工程學院，表面功能結構先進制造廣東普通高校重點實驗室，廣東廣州510641)

平板熱管是灌有二相流體的密閉容腔，依靠熱管內(nèi)部工作介質(zhì) (工質(zhì))的流動和相變來實現(xiàn)熱量傳遞［1］。軸向槽道熱管的流體通道是帶有微小液壓直徑的微槽道［2］，對于槽道形式的吸液芯，最早見于KEMME 在 1966 年［3］和 1969 年［4］的報告，他指出槽道界面張力具有使液相工作介質(zhì)回流從而實現(xiàn)吸液芯的功能。溝槽式平板鋁熱管質(zhì)量輕、厚度薄、強度可靠，是各種熱控制裝置的優(yōu)先選擇［5－6］。隨著能源危機和環(huán)境污染的不斷逼近，太陽能將不可避免地占領未來能源市場［7－8］。中國太陽能豐富，年度總太陽能輻射超過5 020 MJ/m2，太陽能應用得到普遍關注，太陽能集熱器在全國廣泛應用［9－10］。應用于太陽能集熱器的熱管可以解決溫度太低、管道腐蝕等傳統(tǒng)太陽能集熱器帶來的問題［11］。有別于微電子行業(yè)常采用的銅－水微熱管，應用于太陽能平板集熱器的熱管常采用純鋁制造，蒸發(fā)段占總長的比例大，截面采用矩形溝槽式結構。因此，面向太陽能平板集熱器的溝槽式平板鋁熱管的設計有著特殊性，需要開展專門的研究。

1 溝槽式平板熱管在平板集熱器的應用

平板集熱器是當今世界最普遍用于家用熱水器的集熱器。第一個精確的平板太陽能集熱器模型是由HOTTEL等在20世紀50年代研制而成［12］。平板型太陽能集熱器主要由吸熱板、透明蓋板、保溫層和外殼等幾部分組成，其中外殼包括蓋板、框架、底板，如圖1所示。

平板型太陽能集熱器結構簡單、運行可靠、成本適宜，同時具備承壓能力強、吸熱面積大等特點，是太陽能與建筑結合最佳選擇的集熱器類型之一。

圖1 平板太陽能集熱器結構

2 溝槽式平板鋁熱管的設計

熱管設計的任務是根據(jù)熱管工作條件及其使用要求對工質(zhì)和管殼材料、管殼幾何尺寸和管芯結構進行優(yōu)化設計。

2.1 管芯或者毛細結構

管芯設計時，需要考慮一下特性:

(1)管芯的毛細壓力

對于一些彎月面為柱形的毛細芯，例如軸向槽及周向槽，其最大毛細壓力按式 (1)計算，即

rc為有效毛細孔半徑，式中最小彎月面半徑Rmin與rc的關系按式 (2)。一般的絲網(wǎng)和燒結芯，其θ≈0°，即cosθ≈1，但對于槽道毛細芯，在計算其最小彎月面半徑時應考慮θ角的影響。

對于矩形槽道毛細芯，Rmin與rc分別按式 (3)和 (4)計算:

(2)管芯熱阻

矩形槽道管芯可以看成槽道肋脊和液體的并聯(lián)結構。對于冷凝段，其有效導熱系數(shù)按并聯(lián)熱阻模型計算，則其有效導熱系數(shù)如下［13］:

然而，蒸發(fā)段則由兩條熱流通路并聯(lián)，其有效導熱系數(shù)為

2.2 管殼的形狀及結構

采用平板式熱管管殼可以方便地將平板熱管貼放在集熱板上，而且平板式的管殼和集熱板是面與面結合，熱流量傳遞效率更高。

綜合工質(zhì)和管殼材料選擇原則，選擇鋁6063選作管殼材料。鋁6063是代表性的擠出用合金，擠出性能良好，通過擠壓成型可以很方便地制造出軸向槽道。工質(zhì)選用丙酮。采用矩形溝槽槽道，矩形溝槽的尺寸定為ω=0.5 mm，δ=0.7 mm。

熱管和溝槽的幾何尺寸及由上述公式得出的特性分別如表1—2所示。

表1 整體結構尺寸和特性

表2 溝槽尺寸和特性

2.3 管殼的強度計算

熱管不工作時，一般處于負壓狀態(tài) (低溫熱管除外)，外界壓力一般為大氣壓力，故可不考慮管殼失穩(wěn)的問題，因而管殼的設計主要從強度考慮［14］。熱管帶模型面積可見圖2，其中p=飽和蒸汽壓力－外界大氣壓。

圖2 熱管帶模型各部分面積示意圖

設橫截面上受應力σ'，則有:σ'S－pA=0，即:

設縱截面上受應力 σ″，帶長 L，寬度 W，則σ″(L·4d)=pWL，即:

由此，得到σ'和σ″計算公式，代入相應數(shù)據(jù)進行計算。取飽和蒸汽壓力0.5 MPa，則p=0.4 MPa，計算得:σ'≈0.566 MPa，σ″≈6.01 MPa，熱管帶的強度在6063鋁合金力學性能范圍內(nèi)，明顯安全;且伸長應力σp0.2≥110 MPa，故變形也很小。

2.4 工質(zhì)的充裝量

工質(zhì)充裝量將按管芯而定，計算時原則上應考慮:工作蒸汽溫度下管芯內(nèi)液體工質(zhì)及蒸汽空間內(nèi)飽和蒸汽，計算如式 (9):

式中:m為工質(zhì)總的質(zhì)量，Vw為芯內(nèi)的實際空間容積，Vv為熱管蒸汽空間容積，ρl及ρv為工作溫度下的液體工質(zhì)及飽和蒸汽之密度。

由克拉伯龍方程式可得其飽和蒸汽壓下的氣體密度ρv:

式中:M為物質(zhì)的摩爾質(zhì)量，數(shù)值上等于物質(zhì)的分子量;ρv為氣態(tài)物質(zhì)的密度;R表示氣體常數(shù);T表示絕對溫度。熱管平均工作溫度約為80℃，ρl=720.2 kg/m3，p=214.2 kPa，M=58 g/mol，可 得ρv=4.233 4 g/m3。熱管長度為 L=1.2 m，則由式(9)— (11)式得m≈19.2 g。

由于一定溫度下工質(zhì)液體的密度ρl要比此溫度下飽和蒸汽的密度ρv要大很多，所以，對于開式軸向槽道熱管，可以忽略工作溫度下飽和蒸汽的質(zhì)量，而將工質(zhì)質(zhì)量定為液體工質(zhì)的質(zhì)量。

3 溝槽式平板鋁熱管的制造

課題組成員試驗所制熱管分為3個獨立不相通的腔，分別向3個腔進行工質(zhì)的充裝比較困難，因此在中間增加兩個加強肋開通孔解決充裝均勻分布問題。清洗和烘干后將鋁管加熱到300℃，用液壓鉗將熱管一端夾斷，對熱管進行封口。由于抽真空除氣系統(tǒng)只能通過φ4 mm的圓管進行抽真空除氣，所以通過銅制三通管將平板鋁管和φ4 mm銅圓管進行轉接。對于揮發(fā)性強的工質(zhì)如丙酮，一般采用先抽真空后充液的充裝工藝。工質(zhì)充裝后立即將抽真空一端的銅管夾斷、封口以確保真空的質(zhì)量。

4 性能測試

4.1 測試裝置

加熱系統(tǒng)主要由調(diào)壓變壓器、數(shù)顯功率表、電阻加熱棒、加熱鋁塊組成。采取自然冷卻的方式，通過K型熱電偶進行溫度測量，利用安捷倫34970A數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)采集和整理。整體裝置如圖3。恒溫水浴箱可以很方便地調(diào)節(jié)溫度，確保加熱段溫度均勻性，方便快捷地檢測熱管是否正常工作。

圖3 整體裝置分布圖

4.2 不凝性氣體對熱管工作的影響

自然冷卻方式下，在30°傾角時，4種熱管樣品在不同水溫下，其工作溫度分布如圖4。

不凝性氣體的產(chǎn)生會在熱管工作時，被蒸汽流吹到冷凝段聚集起來形成氣塞，從而使有效冷凝面積減小，熱阻增大，傳熱性能惡化［15］。它可能由以下幾個原因產(chǎn)生:工質(zhì)分解;管殼腐蝕;管芯堵塞或者管殼泄漏。3號和4號熱管是在一個月前完成，從圖中可以看出它們的工作長度要比新近完成的1號和2號熱管短約20 cm。原因是人為熱夾有許多不穩(wěn)定因素，暫時性封接在一定時間積累下會產(chǎn)生漏氣。此外，4種熱管的工作長度都不理想，分析原因是真空度不夠，實驗所用真空系統(tǒng)為機械真空泵，設計方面各種誤差導致真空度不足以達到熱管所需真空度(10－1Pa)［16］，導致熱管殘留空氣。

圖4 不同加熱溫度下熱管的工作長度 (傾角為30°)

4.3 等溫性

加熱段的長度為30 cm，5個K型熱電偶分布在熱管表面，分別距離蒸發(fā)段端口為100，200，500，700，900 mm。自然冷卻時，一號和二號熱管在45°傾角，不同輸入功率時，其軸向溫度分布分別如圖5和圖6所示。

圖5 1號熱管不同加熱功率下軸向溫度分布 (傾角為45°)

圖6 2號熱管不同加熱功率下軸向溫度分布 (傾角為45°)

熱管是高導熱性元件，理論上其軸向溫度分布應接近于水平線，但由于測量誤差、熱電偶和熱管的接觸電阻以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的誤差，導致實際圖線有所偏離。

4.4 充液率對熱管傳熱性能的影響

開式槽道熱管的理想充液量為槽道體積，但考慮到工質(zhì)充裝過程的各種損失，會適當增加額外的工質(zhì)，由于工質(zhì)損失很難計算，所以只能在實驗過程中估算。計算的理想充液量為19.2 mL，1號和2號熱管充液量分別為24、21 mL。在自然冷卻條件下，60°傾角時，兩熱管在輸入功率為60 W時軸向溫度分布如圖7所示。

圖7 加熱功率60 W，傾角60°時熱管軸向溫度分布

充液量對熱管的傳熱性能有很重要的影響，如果充液率低，熱管會因為沒有足夠的工質(zhì)流入蒸發(fā)段而燒干;如果充液率過高，多余的工質(zhì)則會增加熱阻，降低傳熱性能?？紤]到不凝性氣體的影響，排除最后一個溫度數(shù)值。從圖7中可以看出:1號熱管比2號熱管具有更好的等溫性，而且溫度提高了7%左右，可見24 mL是比較合適的充液量。

4.5 角度的影響

由于研究的熱管應用于平板式太陽能集熱板，熱管與水平面有一定的傾角，方便接收太陽能，所以實驗初步探討了傾角對熱管傳熱性能的影響。自然冷卻條件下，2號熱管在輸入功率為60 W時，不同角度下其軸向溫度分布如圖8所示。

圖8 加熱功率60 W，2號熱管不同傾角下軸向溫度分布

重力可以增強熱管的熱傳輸能力，協(xié)助工質(zhì)回流。從圖8可看出:2號熱管在60°傾角時軸向溫度分布比較均勻，而且溫度比較高，傳熱效果最好。槽道的形狀、熱管的有效工作溫度會影響最佳傾角，不同的熱管規(guī)格具有不同的最佳傾角度數(shù)。

4.6 輸入功率的影響

通常高的輸入功率會使熱管軸向溫度升高，這是因為增大熱流密度會加快蒸發(fā)過程［17］。圖 5和圖 6表示了輸入功率對熱管溫度的影響，熱管軸向溫度都隨著輸入功率的增加而提高。同時，輸入功率越高，蒸發(fā)段和冷凝段的溫度差也會越大。自然冷卻條件下，在45°傾角，1號和2號熱管的軸向溫差隨輸入功率變化見圖9。

圖9 不同加熱功率下熱管軸向溫度差(傾角為 45°)

如圖9所示:溫度變化趨勢在輸入功率為100 W時出現(xiàn)分界點，原因是存在不凝性氣體。當加熱功率低于100 W時，蒸汽壓不足以推動不凝性氣體至冷凝段端部。但是當輸入功率大于100 W時，管芯的蒸發(fā)加強，導致蒸發(fā)段熱阻增加。這引起溫度差的上升。

5 結論

設計并制造了溝槽式平板鋁熱管，并初步探討了影響熱管的傳熱性能的一些因素，得出以下結論:

(1)不凝性氣體會縮短熱管的工作長度，降低熱管傳熱性能，它的產(chǎn)生跟真空度的高低有關，對于先抽真空后充液技術，真空度要求比較高，管殼暫時性封接經(jīng)過一定時間積累也會導致不凝性氣體的產(chǎn)生。

(2)熱管傳熱性能對充液率很敏感，充裝過程需要額外的充液量以填補工質(zhì)損失，文中熱管在充液量24 mL時等溫性比充液量21 mL時提高了約7%;

(3)溝槽式平板鋁熱管可以借助重力助推傳熱過程，其與水平面的傾角最佳度數(shù)需根據(jù)槽道形狀尺寸和熱管工作長度而定，此實驗熱管最佳傾角為60°;

(4)忽略不凝性氣體和制造工藝的影響，輸入功率增加 (未達到極限功率時)，熱管的軸向溫度也會增加，蒸發(fā)段和冷凝段溫度差也相應增加。

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