李庭樑，岑繼文，黃文博，曹文炅，蔣方明

（1 中國科學(xué)院廣州能源研究所先進能源系統(tǒng)研究室，廣東廣州510640； 2 中國科學(xué)院可再生能源重點實驗室，廣東廣州510640； 3 廣東省新能源和可再生能源研究開發(fā)與應(yīng)用重點實驗室，廣東廣州510640； 4 中國科學(xué)院大學(xué)，北京100049）

引 言

地?zé)崮茏鳛橐环N儲量豐富、清潔、穩(wěn)定的可再生能源，可分為水熱型地?zé)崮芎透蔁釒r型地?zé)崮躘1-2]。隨著國家對能源的需求，開發(fā)和利用地?zé)豳Y源得到越來越多的關(guān)注。對于地?zé)崮艿姆诸悾ǔ７譃樗疅嵝偷責(zé)崮芎透蔁釒r型地?zé)崮躘3-4]。對干熱巖地?zé)崮艿膫鹘y(tǒng)利用，往往是建立野外試驗場，鉆取注入井和出口井，通過水力壓裂形成連通性能良好的熱儲層，在注入井中注入低溫工質(zhì)，在熱儲層中加熱后，經(jīng)出口井抽至地面發(fā)電系統(tǒng)，經(jīng)過梯級利用后，回灌到注入井循環(huán)使用，從而將深層地?zé)崮芴崛〕鰜韀5-6]。在增強型地?zé)嵯到y(tǒng)(enhanced geothermal system, EGS)的概念中，至少需要一個注入井和一個采出井才能夠?qū)崿F(xiàn)流體循環(huán)，從而實現(xiàn)地?zé)崮艿奶崛『屠谩GS 的概念被提出后，很多國家都積極開展相關(guān)的野外試驗[7-9]，積累了豐富的地質(zhì)資料和工程經(jīng)驗[10-11]，但是在野外試驗中也暴露出EGS 的一些弊端：(1)鉆井成本之高，鉆井費用大概占到總投資的一半以上[12]；(2)在野外試驗中，很難實現(xiàn)井間連通，具有較大的風(fēng)險；雖然法國的Soultz EGS 項目較為成功，但是其GPK4 井和GPK2井連通性能較差，導(dǎo)致了投資成本更高[13]。此外，在澳大利亞的Habanero EGS 項目中也出現(xiàn)了井間連通性能較差的現(xiàn)象[14]；(3)在實現(xiàn)流體循環(huán)時，不僅需要消耗大量的泵功，而且還存在工質(zhì)漏損的現(xiàn)象[15]；(4)在工質(zhì)循環(huán)過程中，工質(zhì)與高溫巖石直接接觸，流體工質(zhì)中含有鈣離子、氯離子以及硅酸等離子，流體流入管道后會引起管道的結(jié)垢和腐蝕[16]；(5)深層地下水含有的氡(Rn222)等放射性物質(zhì)，會對人體產(chǎn)生傷害[17]；(6)過度使用地下水資源可能造成地面沉降等危險[18]；(7)大多數(shù)試驗電站引發(fā)了頻繁的微震，在一定程度上影響了當?shù)鼐用窈蛣游锏纳姝h(huán)境[19-20]。因此，尋找投資成本低、技術(shù)成熟、風(fēng)險性小的采熱方式具有重要的意義。

熱管作為一種高效的傳熱器，利用管內(nèi)工質(zhì)的相變可將熱量從一端傳輸?shù)搅硪欢薣21]。利用熱管技術(shù)開采地?zé)崮芫湍鼙苊馍鲜鰡栴}。重力熱管由于其制造簡單、操作方便、成本低廉、傳熱效率高等優(yōu)勢，廣泛地應(yīng)用于工農(nóng)業(yè)等領(lǐng)域[22-23]。近年來，隨著國家對新能源的開發(fā)和利用，重力熱管逐漸應(yīng)用到太陽能、地?zé)崮艿刃履茉搭I(lǐng)域。

重力熱管開采地?zé)崮艿墓ぷ髟砣缦拢和ㄟ^在重力熱管中加入水、液氨等工質(zhì)，并將其內(nèi)部用真空泵抽成負壓狀態(tài)；初始時刻，液體處于其熱管底部，蒸發(fā)段受到地下深層的高溫巖石或者高溫地下水加熱后，達到其液體的蒸發(fā)溫度，液體吸熱汽化后成為蒸氣，在微小壓力的壓差下，蒸氣經(jīng)絕熱段流向地面冷凝段，在地面冷凝段經(jīng)換熱器換熱后放出熱量并凝結(jié)成液體，隨后，在重力的作用下流回蒸發(fā)段，如此往復(fù)循環(huán)，將地下深層的干熱巖熱能提取到地面上，供發(fā)電和采暖使用。由以上的開采過程可知，利用重力熱管提取地?zé)崮苜Y源并不需要消耗泵功等，可降低成本，此外，在整個過程中只取熱不取水，可避免地面沉降、水資源污染等問題，具有顯著的優(yōu)勢[24]。

目前，對于重力熱管的研究和應(yīng)用主要集中在長度為10 m 以內(nèi)的范圍展開，然而對于開采地?zé)崮艿闹亓峁芏裕L度往往數(shù)千米，長徑比高達數(shù)千甚至數(shù)萬，常規(guī)的經(jīng)驗公式和參數(shù)并不適用于超長重力熱管。國內(nèi)外對于利用超長重力熱管開采干熱巖熱能的研究很少[25]，大多數(shù)的研究工作主要集中在中低溫地?zé)豳Y源的利用上。例如，在嚴寒地區(qū)，利用埋地重力熱管可以防止道路積雪或者融化積雪，可以起到良好的效果[26]；重力熱管廣泛應(yīng)用于凍土工程中，在青藏鐵路上使用重力熱管可以保證凍土層的穩(wěn)定性，對鐵路的鋪設(shè)具有重大意義[27]；在石油工程中，利用重力熱管將井筒下部多余的熱量傳遞給近井口管段內(nèi)的流體，從而加熱上部溫度較低的原油，提高石油產(chǎn)量，研究表明重力熱管的效果和井底原油溫度、井深等因素關(guān)系密切[28]。以上重力熱管的采熱速率較低，往往小于50 kW。國外學(xué)者采用以水為工作介質(zhì)，長150 m，外徑為150 mm的重力熱管，在地?zé)峋_展實驗研究，利用在回流管中加裝噴嘴的方式控制其蒸發(fā)段溫度為80℃，傳熱功率可達90 kW[29]。近來，蔣方明等[30]提出了利用熱管來開采干熱巖的技術(shù)方案，并數(shù)值模擬驗證了其技術(shù)的可行性。

本文結(jié)合近期提出的超長重力熱管采熱方案，搭建了超長重力熱管實驗平臺，通過實驗探究了超長重力熱管的采熱性能，對熱管的合適充液量、不同加熱功率下的振蕩頻率以及不同冷卻水流量下的采熱性能進行了相關(guān)的實驗研究，并分析了其相關(guān)的原因；此外，對熱管在極端充液量下的采熱性能和原因進行了探究和分析，更清晰地認識到了超長重力熱管的運行機理。通過本次實驗研究，驗證了超長重力熱管在開采干熱巖熱能上的可行性，為重力熱管在干熱巖熱能上的應(yīng)用提供技術(shù)支持。

1 實驗系統(tǒng)及實驗過程

1.1 實驗系統(tǒng)

本文通過實驗探究超長重力熱管的采熱性能，搭建了超長重力熱管實驗平臺，其實驗系統(tǒng)的實物圖和示意圖如圖1 和圖2 所示。本實驗中的重力熱管采用外徑為19 mm、內(nèi)徑為17 mm 的銅管，管長約30 m，長徑比高達1765；其中加熱段長約4.6 m，冷凝段長約4.3 m，絕熱段長約21.7 m，如圖1所示。

實驗系統(tǒng)主要包括：加熱系統(tǒng)、絕熱系統(tǒng)、冷凝系統(tǒng)和溫度監(jiān)測系統(tǒng)。其中，加熱系統(tǒng)通過在重力熱管的加熱段纏繞加熱絲，通過調(diào)節(jié)變壓器和功率計來改變加熱絲的電流，從而達到加熱段所需的加熱溫度和加熱功率；冷凝系統(tǒng)通過在熱管頂端設(shè)置套管，在套管中通入冷卻水，利用冷卻水將熱管傳遞到上部的熱量帶走，以實現(xiàn)冷凝的作用；絕熱系統(tǒng)通過在絕熱段包裹足夠厚的保溫棉來實現(xiàn)絕熱的作用，此外，為減少外界環(huán)境對熱管的影響，在蒸發(fā)段和冷凝段均包裹有足夠厚的保溫棉以達到絕熱的效果。

圖1 超長重力熱管實驗系統(tǒng)實物圖Fig.1 Physical diagram of super long gravity heat pipe experiment system

圖2 超長重力熱管實驗系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of super long gravity heat pipe experimental system

為了探究重力熱管在運行期間的特性，采用溫度檢測系統(tǒng)來監(jiān)測熱管各點溫度的變化情況，在熱管上共布置15 個溫度檢測點。其中1～6 號點布置在加熱段，7～12 號點布置在絕熱段，13 號點監(jiān)測冷凝段套管的出口水溫，14 號點監(jiān)測環(huán)境溫度，15 號點監(jiān)測冷凝段套管的進口水溫。利用溫度采集器和計算機收集儲存各個點在不同時刻的溫度。為了保證冷卻水充滿整個套管內(nèi)，冷卻水由下而上注入到套管中，如圖2所示。

1.2 實驗過程

本次實驗中采用水作為熱管內(nèi)部的工作介質(zhì)，首先利用真空泵將銅管內(nèi)部抽成具有一定負壓的狀態(tài)，然后利用大氣壓將水由上而下壓入銅管內(nèi)，最后利用真空泵將管內(nèi)抽成真空狀態(tài)，對管段進行密封。主要進行以下實驗來探究熱管的采熱性能：

(1)在加熱功率和冷卻水流量一定時，改變超長重力熱管的充液量，尋求熱管的合適充液量；

(2)在極端充液量和冷卻水流量一定時，改變加熱功率，探究熱管在極端充液量下采熱性能及其原因；

(3) 在加熱功率和充液量一定時，改變熱管的冷卻水流量，探究熱管在不同冷卻水流量下的采熱性能；

(4)在充液量和冷卻水流量一定時，改變加熱功率，探究熱管在不同加熱功率下的振蕩頻率。

1.3 實驗系統(tǒng)不確定性分析

本次實驗中開展了大量的數(shù)據(jù)測量工作，為保證實驗數(shù)據(jù)的可靠性需要進行相關(guān)的不確定性分析，本次實驗過程中的不確定性主要來源于以下幾個方面。

(1) 本次實驗中采用的熱電偶為K 型TT-K-30熱電偶，實驗中的溫度為0～200℃，所允許的最大測量誤差為0.4%，熱電偶的相對不確定度為

(2)實驗中加熱段的功率是根據(jù)功率計的讀數(shù)間接獲得的，其不確定度為

(3)冷卻水流量的測量誤差為

綜上所述，根據(jù)各不確定度和熱損失，實驗系統(tǒng)的相對不確定度為

式中，T 代表加熱溫度儀表讀數(shù)；P 代表加熱功率儀表讀數(shù)；M代表冷卻水流量儀表讀數(shù)。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 不同充液量下熱管的采熱性能

在實驗中，通過改變工質(zhì)的注入量，從而探究不同充液量下熱管的工作性能；通過改變加熱絲的電流，從而改變蒸發(fā)段的加熱溫度和加熱功率；通過調(diào)整冷凝段套管中冷卻水流量，進而可以探究在不同的冷卻水流量下重力熱管的采熱性能。

2.1.1 合適充液量 本節(jié)中，開展了相關(guān)的實驗來探究超長重力熱管在不同的充液量下的工作性能，探尋超長重力熱管的合適充液量。

熱管的采熱功率采用式(5)進行計算

式中，Q為熱管采出功率；C為水的比熱容；M為循環(huán)冷卻水的質(zhì)量流量；T13和T15分別代表出口水溫和進口水溫。

本次實驗中控制冷凝段的冷卻水流量為5.5 ml/s，進行多組實驗來探究熱管在不同充液量下的采熱性能。圖3 示出了在不同充液量下熱管的采熱性能，當充液量為400 ml 時，熱管的采熱性能最佳，且在各個加熱功率下的采熱性能均高于其他充液量下的采熱性能；同時，觀察得知在同一充液量下熱管的采熱量隨著加熱功率的增大而增加。此外，在充液量為2500 ml 時，熱管的采熱性能顯著下降，當充液量達到5000 ml時，熱管并不啟動。

圖3 不同充液量下熱管的采熱性能(冷卻水流量為5.5 ml/s)Fig.3 Heat transfer performance of heat pipes with different liquid filling(cooling water flow rate is 5.5 ml/s)

為了更準確地探究熱管的合適充液量，同時考慮到外界環(huán)境溫度對熱管采熱性能的影響，進行了下一組實驗研究。如圖4(a)所示，考慮到環(huán)境溫度對熱管的影響，三組實驗的環(huán)境溫度相差很小，可以認為是在同一環(huán)境下進行實驗，實驗中冷凝水的循環(huán)流量為6.0 ml/s，加熱功率為800 W，當充液量為400 ml 時，重力熱管的采熱性能最佳。此外，探究了熱管在不同充液量下的熱阻變化規(guī)律，采用式（6）計算熱管的熱阻

式中，R 為重力熱管的系統(tǒng)熱阻；Q 為熱管采出功率；Theat為熱管的加熱溫度；T13為冷凝水出口溫度。

圖4 不同充液量下熱管的采熱性能(加熱功率為800 W，冷卻水流量為6.0 ml/s)Fig.4 Heat transfer performance of heat pipes under different liquid filling(heat power is 800 W,cooling water flow rate is 6.0 ml/s)

如圖4(b)所示，當充液量為400 ml時，重力熱管的系統(tǒng)熱阻最小。本節(jié)中，重力熱管加熱段的整體充液量為1000 ml，由此可以得知，對于當前的重力熱管，當充液量為加熱段整體充液量的40%左右時，熱管的采熱性能最佳。

2.1.2 結(jié)果分析 為了探究超長重力熱管在不同充液量下采出功率不同的原因，選取其中一組數(shù)據(jù)進行分析，選取重力熱管的加熱功率為600 W，冷卻水流量為5.5 ml/s，探究當充液量在200～5000 ml 之間變化時，熱管采熱性能發(fā)生變化的原因。

當充液量不同時，熱管的采出功率也會發(fā)生變化，最直觀的原因是熱管中積液深度的不同；管內(nèi)積液深度的不同，導(dǎo)致管內(nèi)底部的靜水壓力也會發(fā)生變化，即在相同加熱功率下達到液體蒸發(fā)溫度的難易程度也不一樣。表1 和圖5 中示出了在不同充液量下熱管的積液深度和采出功率，從中可以明顯看出，在加熱功率為600 W，冷凝段冷卻水流量為5.5 ml/s 時，熱管內(nèi)積液深度隨充液量的增加而增加，采出功率隨充液量的增加先升高后降低。在充液量為400 ml時，熱管的采熱性能最佳。

表1 不同充液量下積液深度和采出功率（加熱功率為600 W，冷卻水流量為5.5 ml/s）Table 1 Depth of filling water and production power at different liquid fillings（heating power is 600 W，cooling water flow rate is 5.5 ml/s）

此外，由熱力學(xué)知識可知，液體的蒸發(fā)溫度主要由其所處的壓力狀態(tài)而決定。重力熱管加熱段底部的液體壓力主要來自于兩部分，第一部分即上文提到的液體積液深度所帶來的靜壓力，第二部分來自于熱管絕熱段的蒸氣壓力，由重力熱管的運行原理可知，絕熱段的蒸氣壓力主要為氣液混合狀態(tài)的飽和壓力。

圖5 不同充液量下積液深度和采出功率(加熱功率為600 W，冷卻水流量為5.5 ml/s)Fig.5 Depth of filling water and production power under different liquid fillings(heating power is 600 W,cooling water flow rate is 5.5 ml/s)

為了驗證重力熱管蒸發(fā)段底部的液體蒸發(fā)溫度主要由以上這兩部分決定，本文根據(jù)實驗中的實測數(shù)據(jù)，結(jié)合理論計算，在表2中列出了實測蒸發(fā)溫度和理論蒸發(fā)溫度的對比。其中靜水壓力根據(jù)積液深度的靜壓計算公式(p=ρgh)計算；絕熱段的飽和壓力根據(jù)絕熱段的實測溫度查表計算得知；蒸發(fā)段底部的總壓力為靜水壓力與絕熱段飽和蒸氣壓力之和；理論蒸發(fā)溫度根據(jù)蒸發(fā)段總壓力查表得知；在熱管穩(wěn)定運行后，熱管實際蒸發(fā)溫度為溫度檢測點1在一段時間內(nèi)的平均溫度。

為了更加直觀地表示，圖6 中示出了加熱功率為600 W，冷凝水循環(huán)流量為5.5 ml/s 時，熱管的理論蒸發(fā)溫度和實際蒸發(fā)溫度對比。從圖中可以看出，熱管的理論蒸發(fā)溫度與實際蒸發(fā)溫度的變化趨勢相同且近似相等，表明重力熱管內(nèi)液體蒸發(fā)溫度主要由靜水壓力和絕熱段的飽和蒸氣壓力所決定。由此可知，蒸發(fā)溫度是影響重力熱管采熱性能的關(guān)鍵因素；熱管在運行期間，蒸發(fā)段的液體并不是靜態(tài)的，而是動態(tài)的；當熱管穩(wěn)定運行時，蒸發(fā)段底部和側(cè)壁都會有氣泡生成，形成氣液混合物的狀態(tài)，導(dǎo)致實際液位升高。當熱管的充液量較為合適時，液體的蒸發(fā)溫度并不高，同時由于蒸發(fā)段氣液混合物的存在導(dǎo)致實際液位上升，可以很好地潤濕加熱段，從而熱管的傳熱性能最佳。

當充液量較少時，雖然其蒸發(fā)溫度并不高，但是蒸發(fā)段的液體并不能很好地潤濕蒸發(fā)段壁面，導(dǎo)致傳熱效果變差；當充液量較多時，雖然蒸發(fā)段的液體可以很好地潤濕壁面，但是其蒸發(fā)溫度較高，導(dǎo)致傳熱效果變差。

通過上述的分析可知，在不同充液量下影響熱管采熱性能的主要因素是：蒸發(fā)溫度和液體潤濕壁面的能力。此外，為了更加直觀地反映蒸發(fā)溫度對熱管采熱性能的影響，在圖7(a)～(c)中示出了在加熱功率為1000 W 時，充液量為300、800 和2500 ml 時，各溫度檢測點在一段時間內(nèi)的變化情況。當充液量未充滿整個加熱段時，由圖7(a)、(b)可知，在充液量較少時，蒸發(fā)段液體的整體溫度較低；在充液量較多時，蒸發(fā)段液體的整體溫度較高；如圖7(c)所示，在充液量較多時，液體的蒸發(fā)溫度較高，其加熱的熱量主要用來提高液體的溫度，導(dǎo)致液體的整體溫度較高，蒸發(fā)量較小，傳熱效果較差。圖7(d)示出了在加熱功率為600 W，充液量為5000 ml 時，熱管并不啟動。由圖7(a)～(c)可知，位于加熱段的溫度檢測點1～6 具有較大的變化幅度，其主要原因是由于冷凝段液體流到加熱段從而導(dǎo)致蒸發(fā)段的溫度降低；隨后，隨著加熱的進行，蒸發(fā)段溫度又逐漸升高，如此往復(fù)循環(huán)導(dǎo)致蒸發(fā)段的溫度發(fā)生劇烈的波動；絕熱段的溫度變化主要是由于冷凝的液體沿管壁由上而下的流動導(dǎo)致。當充液量較少時，絕熱段溫度變化較??；當充液量較多時，絕熱段溫度變化較大，導(dǎo)致出口水溫相差較大。

表2 理論蒸發(fā)溫度與實際蒸發(fā)溫度（加熱功率為600 W，循環(huán)流量為5.5 ml/s）Table 2 Theoretical and actual evaporation temperature（heating power is 600 W，circulating flow rate is 5.5 ml/s）

圖6 理論蒸發(fā)溫度與實際蒸發(fā)溫度對比(加熱功率為600 W，冷卻水流量為5.5 ml/s)Fig.6 Comparison of theoretical and actual evaporation temperature(heating power is 600 W,circulating flow rate is 5.5 ml/s)

2.2 極端充液量下熱管的采熱性能

由2.1 節(jié)內(nèi)容可知，當熱管的充液量為5000 ml時，超長重力熱管并不啟動。為了探究熱管不啟動的原因，對其開展了進一步的實驗研究。由圖7 可知，熱管在啟動狀態(tài)下，熱管各點的溫度隨時間具有一定的波動幅度；熱管在不能啟動的狀態(tài)下，熱管各點的溫度基本沒有變化。圖8(a)、(b)分別示出了充液量為5000 ml，加熱功率為200 和400 W 時，重力熱管各點溫度隨的時間變化情況。當加熱功率為200 W 時，從曲線變化可知，熱量僅傳遞到11點，并未傳遞到冷凝段；同時，蒸發(fā)段的液體溫度隨時間具有較大的波動幅度；當加熱功率為400 W時，熱管蒸發(fā)段和部分冷凝段各點溫度波動幅度較小，熱量僅傳遞到第10點，并沒有傳遞到冷凝段。

熱管在極端充液量下，各點溫度波動幅度很小，熱管無法啟動；從熱管頂部排液時觀察到如下現(xiàn)象：液體集中在熱端的頂部，當排出一定量的液體后，液體落回底部；由此猜測在加熱時，熱管底部形成一定高度的氣柱，由于熱量的持續(xù)輸入，氣柱可以一直保持下去。而由于充液量較大，大量未得到加熱的液體被頂起充滿了熱管冷凝段整個空間，導(dǎo)致熱蒸氣無法流入冷凝段，這種現(xiàn)象可能是重力熱管在充液量為5000 ml時無法啟動的原因。

圖7 不同充液量下各點溫度隨時間變化曲線(冷卻水流量為5.5 ml/s)Fig.7 Temperature vs time curve of each measuring point under different liquid fillings(cooling water flow rate is 5.5 ml/s)

圖8 不同加熱功率下熱管各測點溫度變化情況(充液量為5000 ml，冷卻水流量為5.5 ml/s)Fig.8 Temperature variation curve of heat pipe under different heating powers(filling water volume is 5000 ml,cooling water flow rate is 5.5 ml/s)

對此，本文開展了下一步的實驗研究，保持熱管的充液量為5000 ml，加熱功率為600 W，待熱管穩(wěn)定后，停止加熱觀察熱管各點的溫度變化情況，其變化曲線如圖9(b)所示。當加熱功率為600 W時，熱管蒸發(fā)段底部的液體沸騰形成一定高度的氣柱，將液柱推至重力熱管的頂部，導(dǎo)致熱量無法傳遞到冷凝段，如圖9(a)所示，可以明顯觀察到熱管在第11 點的溫度比加熱功率為400 W 時第11 點的溫度低，導(dǎo)致在高功率下，熱管也無法啟動；在停止加熱后，由于加熱段溫度降低，無法維持形成的氣柱，導(dǎo)致液體下落到加熱段，進而產(chǎn)生沸騰的現(xiàn)象，熱管內(nèi)傳來氣泡炸裂的頻繁響聲，各點的溫度隨時間的波動幅度較大，溫度開始波動式地下降；如圖9(b)所示，在第5900 s左右時，絕熱段各點的溫度有較大的變化，表明熱量已經(jīng)傳遞到絕熱段，隨后各點溫度逐漸平穩(wěn)地下降。以上這些現(xiàn)象證實了對于熱管在極端充液量下無法啟動原因的猜測。

圖9 加熱功率為600 W(a)和停止加熱(b)后熱管各點溫度隨時間變化情況(充液量為5000 ml，冷卻水流量為5.5 ml/s)Fig.9 Temperature of heat pipe changes with time when the heating power is 600 W(a)and heating power is stopped(b)(filling water volume is 5000 ml,cooling water flow rate is 5.5 ml/s)

2.3 不同冷卻水流量下熱管的采熱性能

通過以上的探討，表明熱管的合適充液量為400 ml。本節(jié)通過實驗探究了熱管在不同冷卻水流量下的采熱性能。圖10 中示出了充液量為400 ml,加熱功率為800 W 時，熱管在不同冷卻水流量下的采熱性能。由圖可知，隨著冷凝段循環(huán)流量的增加，熱管采熱功率也隨著增加，同時逐漸趨于平緩；與之對應(yīng)的流體采出溫度也隨之降低。

圖11 探究了熱管蒸發(fā)段平均溫度和絕熱段平均溫度隨冷卻水流量的變化規(guī)律，從圖中可知，隨著冷卻水流量的增大，熱管絕熱段平均溫度和蒸發(fā)段平均溫度隨之降低，并逐漸趨于平緩；由前面內(nèi)容可知，熱管蒸發(fā)段液體的蒸發(fā)溫度主要由靜水壓力和飽和蒸氣壓力決定，當熱管內(nèi)的充液量一定 時，靜水壓力也隨之確定，當冷卻水流量增大時，絕熱段溫度隨之降低，導(dǎo)致液體的蒸發(fā)溫度隨之降低，熱管的采出功率隨之升高。冷卻水流量通過影響絕熱段的溫度進而可以改變熱管的采出功率。

圖10 不同冷卻水流量下熱管的采熱性能(充液量為400 ml，加熱功率為800 W)Fig.10 Heat transfer performance of heat pipes under different cooling water flow rates(filling water volume is 400 ml,heating power is 800 W)

圖11 蒸發(fā)段溫度與絕熱段溫度隨循環(huán)流量變化(充液量為400 ml，加熱功率為800 W)Fig.11 Evaporation section temperature and adiabatic section temperature evolution with increasing cooling water flow rate(filling water volume is 400 ml,heating power is 800 W)

2.4 不同加熱功率下熱管的振蕩頻率

在實驗中，經(jīng)?？梢月牭匠L重力熱管撞擊固定裝置發(fā)出較強的聲響，與傳統(tǒng)短熱管安靜的工作狀態(tài)相比有明顯的區(qū)別。對此，本節(jié)探討了不同加熱功率下熱管的振蕩頻率。圖12 和圖13分別示出了充液量為400 和1000 ml、冷卻水流量為6.0 ml/s 下，熱管的振蕩頻率，從圖可知，加熱功率為200 W 時，熱管的振蕩頻率較??；當加熱功率為1000 W 時，熱管的振蕩頻率較大，且發(fā)出的響聲越來越頻繁，同時熱管上各個點的溫度均有較大幅度的提升。

圖12 不同加熱功率下熱管的振蕩頻率(充液量為400 ml，冷卻水流量為6.0 ml/s)Fig.12 Oscillation frequency of heat pipe under different heating powers(filling water volume is 400 ml,cooling water flow rate is 6.0 ml/s)

在同樣的加熱功率下，充液量為1000 ml 時，相對400 ml 時的熱管振蕩頻率較小，且溫度較高。此外，可以觀察到，充液量為1000 ml 時，重力熱管絕熱段各點的溫度波動幅度較大，而充液量為400 ml時，熱管絕熱段的溫度波動幅度較小。

在本文中，對于超長重力熱管來說，不同充液量和不同加熱功率下，熱管的振蕩頻率也是不同的，熱管的抖動會與固定裝置有撞擊發(fā)出較大的響聲。在不同的加熱功率下，超長重力熱管的加熱功率較大時，輸入的熱量較多，熱管的振蕩頻率也會增多；在不同充液量下，充液量較大時，熱管內(nèi)部振蕩一個周期需要輸運的液量較多，需要更長的時間，因而充液量較大時，熱管振蕩頻率較小。由上述分析可知，對于其降低響聲的方法，可以從以下三個方面進行探究：(1)降低加熱的功率可以降低產(chǎn)生的響聲；(2)增加熱管的充液量可以有效降低其產(chǎn)生的聲響；(3)可以在熱管與固定裝置之間添加一些緩沖物質(zhì)，降低其撞擊產(chǎn)生的響聲。

3 結(jié) 論

針對傳統(tǒng)EGS 在開采過程中暴露出來的一系列問題，例如，成本高、風(fēng)險大、工質(zhì)漏損、設(shè)備腐蝕等，為了避免和解決上述問題，結(jié)合近期提出的重力熱管采熱方案，本文搭建了超長重力熱管實驗平臺，實驗驗證了超長重力熱管采熱方案的可行性，同時，探究了超長重力熱管的合適充液量、極端充液量下的采熱性能、不同冷卻水流量下的采熱性能和不同加熱功率下的振蕩頻率，并對其可能的原因進行分析研究，得到以下結(jié)論。

(1)通過超長重力熱管的實驗探究可知，在恒定加熱功率下，其合適充液量為蒸發(fā)段容積的40%左右；計算了不同充液量下熱管的系統(tǒng)熱阻，表明在合適的充液量下，重力熱管的系統(tǒng)熱阻最小。同時，探究了熱管在不同充液量下采出功率差異的原因：熱管的采出功率主要受蒸發(fā)段液體的蒸發(fā)溫度和流體潤濕蒸發(fā)段的能力決定，蒸發(fā)段液體的蒸發(fā)溫度主要由液體所處的壓力狀態(tài)決定；當充液量較少時，液體的蒸發(fā)溫度并不高，但是液體并不能很好地潤濕蒸發(fā)段壁面，導(dǎo)致其傳熱效果較差；當充液量較多時，流體雖然可以很好地潤濕蒸發(fā)段壁面，但是其蒸發(fā)溫度較高，導(dǎo)致傳熱較差；當充液量合適時，流體可以很好地潤濕蒸發(fā)段壁面，同時蒸發(fā)溫度并不高，其傳熱效果最佳。

圖13 不同加熱功率下熱管的振蕩頻率(充液量為1000 ml，循環(huán)流量為6.0 ml/s)Fig.13 Oscillation frequency of heat pipe under different heating powers(filling water volume is 1000 ml,cooling water flow rate is 6.0 ml/s)

(2) 此外，通過實驗探究了熱管在極端充液量(5000 ml)下無法啟動的原因；在恒定的加熱功率下，熱管的蒸發(fā)溫度較高，在熱管底部形成一定高度的氣柱，將液體頂至熱管頂端；由于熱量的持續(xù)輸入，形成的氣柱能一直保持下去，導(dǎo)致熱量無法傳遞到熱管頂端。

(3)實驗探究了熱管在恒定功率加熱時，不同冷卻水流量下熱管的采熱性能。隨著冷卻水流量的增加，熱管采出功率也隨著增加，同時逐漸趨于平緩；隨著冷卻水流量的增大，熱管絕熱段平均溫度和蒸發(fā)段平均溫度隨之降低，并逐漸趨于平緩；蒸發(fā)段液體的蒸發(fā)溫度主要由靜水壓力和飽和蒸氣壓力決定，當熱管內(nèi)的充液量一定時，靜水壓力也隨之確定，當冷卻水流量增大時，絕熱段溫度隨之降低，導(dǎo)致液體的蒸發(fā)溫度隨之降低，熱管的采出功率隨之升高。冷卻水流量通過影響絕熱段的溫度進而可以改變熱管的采出功率。

(4)與傳統(tǒng)短熱管相比，超長熱管展現(xiàn)了強烈的振蕩性，甚至發(fā)出巨大的響聲，熱管的振蕩頻率隨著加熱功率的增大而增大，而相同的加熱功率下，充液量大振蕩周期較長。

總之，通過本次實驗研究，驗證了超長重力熱管在開采干熱巖熱能上的可行性，為重力熱管在干熱巖熱能上的實際應(yīng)用提供基礎(chǔ)支持。