陳 康，陳鵬飛，王 曉，文 龍，彭懷午，趙 亮

(1.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司,西安 710065;2.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司 博士后科研工作站,西安 710065;3.中國電建太陽能熱發(fā)電工程研究中心,西安 710065;4.西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室,西安 710049)

0 前 言

金屬泡沫作為一種新型功能材料，具有密度小(相同材料的2%～10%)、剛度大、比表面積大(可達2 000～10 000 m2/m3)等特點，單位體積下的高表面積性使得金屬泡沫材料廣泛應用于化工、航天、電力等工業(yè)領域，尤其是其提高強化傳熱能力的性能，使金屬泡沫成為太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中關鍵換熱設備性能提升的有效方法。

之前國內外有關研究人員對金屬泡沫的研究多集中在通道內填充金屬泡沫(矩形、圓管、圓環(huán)套管等)的換熱性能[1-7]。Calmidi和Mahajan[1]通過實驗研究發(fā)現(xiàn)了在填充金屬泡沫的矩形通道中，傳熱過程中的熱擴散效應是由泡沫骨架的有效導熱系數(shù)決定的。Zhao[2]通過對填充金屬泡沫的矩形通道進行了數(shù)值模擬，研究分析了孔隙率、孔密度和金屬材料類型對通道的流動與傳熱特性的影響。Tamyol和Hooman[3]早前完成一項理論分析研究，發(fā)現(xiàn)加熱平板表面的金屬泡沫中，金屬泡沫的強制對流換熱速率與ppi(每英寸的孔數(shù))成正比，但是金屬泡沫層的厚度與整體換熱速率是非線性關系。Tzeng[4]和Paek[5]分別研究了孔密度和孔隙率對矩形通道的換熱的影響規(guī)律，前者發(fā)現(xiàn)隨著孔徑的降低或者相對密度的增大，總換熱性能明顯升高；后者則認為孔隙率的增大能夠提高有效換熱系數(shù)，但是相同孔隙率下變化孔徑的大小并不能明顯改變有效換熱系數(shù)。

由于應用整體金屬泡沫填充通道，是在以較大的沿程阻力損失為代價，獲得較高的換熱性能。為了更加充分利用金屬泡沫的結構特性，Odabaee[6]將金屬泡沫包覆在圓管外部，通過對一組4排錯排管束進行數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)了管束間距與金屬泡沫層厚度對管束的傳熱因子和摩擦阻力因子的影響規(guī)律。T′Joen[7]對單排管束進行了實驗研究，發(fā)現(xiàn)流體只能滲透進入金屬泡沫層一定厚度的區(qū)域。

近年來，太陽能熱發(fā)電在超高壓機組、中低溫利用等領域獲得廣泛的應用和發(fā)展，但是外露管式吸熱器外面表溫度場的不均勻性，嚴重限制了吸熱器集熱溫度的提高，增大了吸熱管高溫工況下燒穿的危險性；同時光滑管束在高溫工況下產生換熱性能惡化也降低了集熱系統(tǒng)運行效率，導致塔式太陽能熱發(fā)電機組向超臨界、超超臨界等高參數(shù)大容量機組發(fā)展受到制約。金屬泡沫材料在太陽能吸熱器吸熱管內的優(yōu)化布置，可實現(xiàn)吸熱管管壁溫度場的均勻化，提高吸熱器運行安全；同時，進一步增強吸熱管強化傳熱能力，有助于提高塔式太陽能熱電站發(fā)電效率。因此，本文針對小管徑(管徑為2 mm)圓管錯列管束高緊湊度換熱單元，對光滑圓管管束、管外燒結金屬泡沫層的圓管管束進行實驗研究，分析不同金屬材料、金屬泡沫與基體連接方式對管束的整體換熱性能的影響規(guī)律，獲得金屬泡沫吸熱管的材料選型依據(jù)，提出一種高性能金屬泡沫填充方法，為提高太陽能熱發(fā)電效率提供有效支撐。

1 實驗系統(tǒng)

本研究的有關實驗工作是在西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室空氣深度預冷實驗平臺上進行的。實驗系統(tǒng)由管內實驗系統(tǒng)和管外實驗系統(tǒng)兩部分組成，實驗平臺系統(tǒng)見圖1。

圖1 實驗系統(tǒng)圖

實驗以空氣和水作為工質。所需用水由離心水泵提供，工質水由高準質量流量計F025計量；空氣由螺桿式空氣壓縮機提供，氣體壓力的穩(wěn)定由壓縮機內的穩(wěn)壓罐來實現(xiàn)，空氣由高準質量流量計F010計量，之后由電加熱器加熱后進入實驗段。管內入口布置麥克壓力傳感器和羅斯蒙特差壓傳感器分別測量入口壓力和管內進出口壓差；管外入口布置羅斯蒙特微壓力傳感器和Honeywell微差壓傳感器分別測量入口壓力和管外進出口壓差；管外空氣出口、換熱入口分別布置了3×3的“T”型Omega熱電偶測量溫度，管內工質水的進出口分別在中心位置布置“T”型鎧裝熱電偶測量溫度。

圖2 包覆鎳泡沫圓管管束實驗段簡圖

實驗段尺寸為140 mm×100 mm×18 mm(長×寬×高)，實驗段外殼由耐高溫、低導熱率PC板制成，中心布置橫距3.6D、縱距1.8D、2×8排的錯排管束，圖2為包覆金屬泡沫圓管管束實驗段簡圖，圖3為包覆金屬泡沫圓管圖。管外殼側高溫空氣從左向右水平橫掠管束，而管內常溫水則由前向后流動，管內外流體形成錯流進行強制對流換熱。其中圓管外徑D為2 mm，圓管長度L為100 mm，圓管壁厚為0.15 mm。

圖3 包覆金屬泡沫圓管圖

2 實驗數(shù)據(jù)處理

管外高溫空氣的進出口溫度Tair.in和Tair.out分別由網狀分布的9個溫度測點取平均值得到，空氣和水的物性(如定壓比熱容cp)都是根據(jù)流體的平均溫度決定，管內水側換熱量與管外空氣側換熱量的誤差在5%以內。其中平均換熱量Qmean由公式(1)得到：

(1)

由于包覆金屬泡沫圓管的外壁無法布置熱電偶，因此，本文使用對數(shù)溫差LMTD法和熱阻分離法對換熱管束的空氣側對流傳熱系數(shù)進行分析計算。其中，對數(shù)溫差Tmean由公式(2)可得：

(2)

換熱管束總體熱阻R根據(jù)對數(shù)溫差Tmean可得：

(3)

換熱管束的整體熱阻R主要由4個部分組成，分別是管外熱阻、泡沫材料接觸熱阻、管壁熱阻和管內熱阻。其中管內熱阻根據(jù)圓管管內層流傳熱Sieder-Tate經驗公式(4)得到。

(4)

綜上所述，管外熱阻Rext(包括接觸熱阻)可以由式(5)表達：

(5)

根據(jù)T′Joen的單排包覆金屬泡沫管束流動傳熱實驗結果可知，空氣可以滲透進入泡沫層3～5 mm，因此對于本課題使用的2 mm厚度泡沫管束，使用管外壁表面積作為參考面積計算管外空氣側的傳熱系數(shù)。

管外壁的平均換熱系數(shù)：

(6)

管外壁的平均Nu為：

(7)

3 實驗結果及討論

本文分別對光滑圓管管束和包覆金屬泡沫圓管管束的傳熱特性進行了實驗研究。目前采用的金屬泡沫厚度為2 mm。根據(jù)金屬泡沫樣件物性測試結果，得到了金屬泡沫的孔隙率、孔密度及滲透率等物性參數(shù)，金屬泡沫材料結構參數(shù)詳見表1。

表1 金屬泡沫材料結構參數(shù)表

3.1 光滑圓管管束

本研究完成了光滑管束的傳熱與流動實驗，得到了管外空氣Re數(shù)與圓管管壁平均Nu數(shù)之間的關系，并將實驗結果同流體排管束平均表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)經驗關聯(lián)式(8)、(9)對比。

Re數(shù)在1～500范圍時：

(8)

Re數(shù)在500～1000范圍時：

(9)

如圖 4所示，為管外入口空氣溫度為373 K時，不同管內入口流量下管外Re數(shù)與圓管管壁平均Nu數(shù)的曲線圖。

圖4 光滑圓管管束管外對流傳熱系數(shù)Nu與Re關系圖

從圖 4中可知，不同管內空氣流量下，管外管壁平均Nu數(shù)均隨著Re數(shù)的增大而增大，相同Re數(shù)下，不同管內流量的管外管壁Nu基本相同。光滑管束的強制對流換熱實驗得到的管壁平均Nu數(shù)與經驗關聯(lián)式的經驗值吻合較好，兩者誤差在10%以內，說明本研究搭建的空氣深度預冷模擬實驗平臺可滿足精度要求，可進一步在此實驗平臺上進行包覆金屬泡沫圓管管束的流動與傳熱研究。

3.2 金屬泡沫材料導熱系數(shù)

本文對金屬泡沫樣件2、3的金屬泡沫管束進行實驗研究，分析對比相同孔隙率(分別為0.886 9、0.870 6)、相同孔密度(PPI=40)下，不同金屬材料導熱系數(shù)(鎳導熱系數(shù)93 W/(m·K)、銅導熱系數(shù)387 W/(m·K))對包覆金屬泡沫圓管管束的換熱性能的影響。

從圖 5中發(fā)現(xiàn)，隨著管外空氣Re數(shù)的增大，金屬泡沫樣件2、3的圓管管束的殼側Nu數(shù)逐漸增大。同時，相同微孔結構的銅泡沫與鎳泡沫相比較，銅的導熱系數(shù)約為鎳導熱系數(shù)的4倍，因此銅泡沫層內的熱傳導能力有明顯優(yōu)勢；通過與鎳泡沫管束比較發(fā)現(xiàn)，銅泡沫管束的殼側Nu數(shù)約為鎳泡沫管束的1.53倍，并且不受管外空氣Re數(shù)的影響。同時，從金屬泡沫樣件2、3的流動特性可以發(fā)現(xiàn)，金屬泡沫孔密度和孔隙率是決定流體滲透流動特性的關鍵參數(shù)，泡沫材料不影響金屬泡沫內流動阻力。

圖5 不同導熱系數(shù)與管外空氣側傳熱系數(shù)關系圖

3.3 金屬泡沫與管壁接觸熱阻

通過調研發(fā)現(xiàn)，目前較為通用的金屬泡沫與管壁接觸方法有5種：緊配合法、高導熱膠粘合法、焊接法、鑄造成型法和粉末燒結法。

緊配合法，是指通過機械加工的緊配合將金屬泡沫層與圓管裝配在一起。目前常規(guī)的平板型金屬泡沫與平板間的緊配合裝配是靠0.5 MPa的壓力擠壓，或者在緊配合面涂抹一層高導熱油，用以降低金屬泡沫與管壁的接觸熱阻。而本研究的環(huán)形金屬泡沫層的特殊形式和高溫空氣的工作環(huán)境，使得壓力擠壓和高導熱油都不適用，因此我們通過電火花打孔，在外徑6 mm金屬泡沫內部鉆打1.9±0.2 mm的內孔，以達到與外徑2 mm不銹鋼圓管緊配合的目的。

高導熱膠粘合法，是指通過高導熱膠將金屬泡沫層與圓管粘合在一起。T′Joen et al. 將厚度為1.15～2.35倍孔徑的金屬泡沫層粘合在圓管外側，其使用Bondmaster ESP110(k≈0.66 W/(m·K))高導熱膠作為粘合劑，并在高導熱膠內部鋪灑微細鋁粉，將粘合層的導熱系數(shù)提高到10 W/(m·K)左右。之后通過壓力將金屬泡沫基部固定在300～600 μm厚的粘合膠內。由于T′Joen et al. 的泡沫層厚度約在5～8 mm，而對于2 mm厚度的泡沫層，300～600 μm的粘合膠厚度會造成較大的接觸熱阻，因此高導熱膠粘合法并不適用于本研究。

焊接法，是目前使用最為廣泛、熱阻相對較低的一種金屬類連接方法。焊接法主要需要控制的是焊劑的配制與厚度控制，P.De Jaeger et al. 在平板泡沫中使用焊接技術，將焊劑厚度控制在150 μm左右，而目前國內常規(guī)的真空爐焊接能將焊劑控制在1～2 mm左右。對于本研究2 mm厚的金屬泡沫，焊劑會堵塞部分孔結構。

鑄造成型法，通過制造模具，通過一次成型將金屬泡沫層疊生長在基板外部。目前鑄造成型法仍處于技術摸索階段，電鍍法生產的一次成型金屬泡沫包覆管會出現(xiàn)微孔結構坍塌、擠壓的現(xiàn)象，造成部分微孔堵塞；而粉末冶金法由于本身的技術限制，燒結后的粉末間存在部分未融合的細小縫隙，造成金屬泡沫的絲結構不穩(wěn)定、承壓能力較差，孔結構在壓力下易坍塌、泡沫易脫落。

粉末燒結法，是指利用微量納米金屬粉高活性的特點，將316 L不銹鋼管和泡沫金屬燒結在一起。利用限位燒結技術，使金屬泡沫在燒結過程中，原有的3D結構不發(fā)生變化。粉末燒結法具有燒結層厚度小、燒結粉末導熱系數(shù)高的優(yōu)點。

圖6為金屬泡沫復合管燒結層100倍顯微鏡放大圖，通過技術檢測，本研究使用的包覆金屬泡沫不銹鋼圓管的燒結層厚度為40 μm。

圖6 金屬泡沫復合管燒結層100倍顯微鏡放大圖

本研究對緊配合法和粉末燒結法的金屬泡沫管束接觸熱阻進行了對比分析，金屬泡沫采用孔密度PPI=20、孔隙率0.9057的鎳泡沫樣機1，分別采用緊配合法和粉末燒結法進行裝配。由于樣件1泡沫具有孔密度大、單位面積內基點少的特點，因此接觸熱阻的影響更大，分析對比不同裝配方法更有代表性。

如圖 7所示，隨著Re數(shù)的增大，粉末燒結法裝配管束的殼側Nu數(shù)平均比緊配合裝配管束高2.49，整體換熱性能優(yōu)于緊配合裝配管束21.8%～7.2%。主要是由于隨著空氣流速增大，管束前端動壓增強，緊配合裝配的金屬泡沫與管壁間接觸熱阻有所減小。

4 結 語

本文通過實驗研究的方法得到了光滑圓管、管外包覆金屬泡沫圓管在緊湊型錯列管束中換熱情況，分析了金屬泡沫對傳熱的影響。

分析發(fā)現(xiàn)金屬泡沫材料在導熱系數(shù)方面，與鎳泡沫管束比較，銅泡沫管束的殼側Nu數(shù)約為鎳泡沫管束的1.53倍，并且不受管外空氣Re數(shù)的影響；比較裝配方法發(fā)現(xiàn)，隨著Re數(shù)的增大，粉末燒結法裝配管束的殼側Nu數(shù)平均比緊配合裝配管束高2.49，整體換熱性能優(yōu)于緊配合裝配管束21.8%～7.2%。本研究采用的粉末燒結法，具有燒結層厚度小(40 μm)、接觸熱阻小、燒結點牢固的優(yōu)點，可以應用于小管徑、耐高溫、強換熱的高溫吸熱管設計。