吳喆 李奇賀，2 趙孝保，2

1 南京師范大學(xué)能源與機械工程學(xué)院

2 江蘇省能源系統(tǒng)過程轉(zhuǎn)化與減排技術(shù)工程實驗室

近年來，人們對室內(nèi)空氣品質(zhì)關(guān)注度不斷上升，《室內(nèi)空氣質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)》要求室內(nèi)新風(fēng)量需達到30 m3/h·人，新風(fēng)換氣機作為一種新風(fēng)換氣設(shè)備受到國內(nèi)外普遍關(guān)注，其內(nèi)置換熱芯體性能是影響新風(fēng)換熱性能的主要因素。微通道熱管換熱器以其結(jié)構(gòu)緊湊、質(zhì)量小、效率高等特點，廣泛應(yīng)用于空調(diào)，微電子以及航空航天等領(lǐng)域[1-3]，學(xué)者們基于理論基礎(chǔ)及實驗探究對微通道熱管換熱器的換熱性能、傳熱特性等方面進行了大量研究[4-8]，其中大多探究的是蒸發(fā)段和冷凝段為上下布置或分離式布置的微通道熱管換熱器[9-11]，但在實際的應(yīng)用中，有時受到層高或者實際需求的影響，需將微通道熱管換熱器中蒸發(fā)段和冷凝段進行水平布置，本文將水平置微通道熱管換熱器作為新風(fēng)換氣機的換熱芯體，并改變換熱器的充液率、溫差、傾角等工況，分析換熱量的變化規(guī)律，同時采用熱成像儀拍攝實驗照片，觀察換熱器表面溫度分布，分析微通道內(nèi)流動與換熱機理。

1 實驗系統(tǒng)與工況

1.1 實驗系統(tǒng)

本文實驗所采用的水平置微通道熱管換熱器如圖1（a）所示，微通道熱管換熱器由保溫材料平均分為蒸發(fā)段及冷凝段，各段由24 根扁管組成，扁管外有強化換熱翅片，每根扁管包括14 個當(dāng)量直徑為1.27 mm的微通道，微通道中充入工質(zhì)R32，并用電子秤計量充入的工質(zhì)質(zhì)量，從而確定實驗充液率。將此換熱器垂直放置于新風(fēng)換氣機箱體內(nèi)，并采用兩臺引風(fēng)機逆流抽取冷、熱風(fēng)流過換熱器的冷凝段和蒸發(fā)段進行換熱，如圖1（b）所示。

圖1 測試部分結(jié)構(gòu)圖

實驗系統(tǒng)搭建于焓差實驗室內(nèi)，主要由新風(fēng)換氣機、空氣處理機組及測量儀器組成，如圖2 所示。實驗過程中，室外空氣經(jīng)過室外空氣處理機組冷卻后送入換熱器冷凝段，在此與蒸發(fā)段中經(jīng)室內(nèi)空氣處理機組加熱的熱空氣進行換熱，換熱后的冷風(fēng)采用標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)洞測量風(fēng)量，該風(fēng)洞噴嘴直徑為70 mm，測量范圍為208～550 Nm3/h，熱側(cè)則通過TSL5825 壓差計與冷側(cè)保持相同的差壓，差壓計精度為1 Pa，從而實現(xiàn)冷、熱側(cè)風(fēng)量相等。冷、熱側(cè)進出口風(fēng)溫由四個橫河牌鉑電阻測量，測溫精度0.01 ℃，并在冷、熱側(cè)進口處定期通過便攜式NEC 紅外熱像儀觀察蒸發(fā)段及冷凝段表面溫度分布。

圖2 實驗系統(tǒng)圖

1.2 實驗工況

本文實驗采用控制變量法，分別改變冷風(fēng)進口與熱風(fēng)進口溫差ΔT在3～21 ℃、充液率η在16%～61%、換熱器向前傾斜25°和向后傾斜25°，探究各因素對換熱器換熱性能的影響。實驗中每隔3 分鐘采集一組數(shù)據(jù)，每個工況采集十組數(shù)據(jù)，再取十組數(shù)據(jù)的平均值作為該組工況的實驗值。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 水平置微通道熱管傳熱特性分析

通過熱成像儀觀察管壁溫度分布情況可知管內(nèi)氣液分布規(guī)律，如圖3 所示為本文實驗過程中所拍攝的熱成像照片，由圖3（a）可見，冷凝段溫度分布呈現(xiàn)出由上至下溫度逐漸降低，對比液位計高度可知下部低溫區(qū)域為液體工質(zhì)，即冷凝段下部出現(xiàn)了氣液分層現(xiàn)象。由圖3（b）可見，蒸發(fā)段溫度分布較為均勻，僅在下面分液管內(nèi)存在過冷液體，其溫度沿流動方向逐漸升高，進入微通道扁管后即不再有明顯的溫度梯度。

圖3 熱成像照片

根據(jù)管壁溫度分布情況，可知水平置微通道熱管換熱器的蒸發(fā)段與冷凝段的傳熱特性不同。蒸發(fā)段微通道中氣液交替分布，如圖4（a）所示，液態(tài)工質(zhì)自冷凝段經(jīng)底部集流管進入蒸發(fā)段，在蒸發(fā)段扁管管內(nèi)被加熱，當(dāng)管壁溫度高于工質(zhì)的飽和溫度時，在管壁上的某些點便會形成氣化核心，氣泡逐漸長大、合并，使得扁管通道內(nèi)氣柱與液柱交替存在，氣柱在氣化與膨脹力作用下產(chǎn)生振蕩，使蒸發(fā)段壁面溫度趨于均勻。液態(tài)工質(zhì)隨著氣態(tài)工質(zhì)一同進入蒸發(fā)段上部集流管進行氣液分離，分離出的氣態(tài)工質(zhì)通過上部集流管進入冷凝段進行冷凝，液態(tài)工質(zhì)則沿著扁管管壁下降形成液膜，同時，下降的液膜也將從管壁吸熱形成氣泡，因此，若管壁液膜受到擾動也將強化蒸發(fā)段傳熱。綜上，水平置微通道熱管換熱器蒸發(fā)段相變換熱特性與振蕩熱管換熱特性相似。如圖4（b）所示為冷凝段管內(nèi)冷凝過程示意圖，氣態(tài)工質(zhì)自蒸發(fā)段集流管經(jīng)頂部分氣管流入冷凝段微通道扁管，沿微通道內(nèi)管壁逐漸冷凝為液體，液膜沿流動方向逐漸增厚，未冷凝的氣態(tài)工質(zhì)在管中心向下流動并逐漸降溫冷凝為液體，最后在冷凝段底部形成一定高度的液池。

圖4 換熱器傳熱特性示意圖

2.2 換熱量隨充液率的變化

本文實驗所采用工質(zhì)R32 在常壓下沸點為-51.6 ℃，其臨界溫度為78.4 ℃，臨界壓力為5.83 kPa，是一種擁有零臭氧損耗潛勢的制冷劑。實驗中采用電子秤計量工質(zhì)增加量，由于開關(guān)手閥速度較慢，充液鋼瓶壓力隨溫度變化不能恒定，充液率由16%增加至61%的過程并未實現(xiàn)等差增加。

由圖5 可知，工作溫差相同時，隨著充液率的增大，換熱量先增大后減小，在充液率為36%附近達到最大值。當(dāng)工作溫差為3 ℃時，換熱量隨充液率的變化范圍為0.04，僅為工作溫差為21 ℃時的10%，即工作溫差越大，換熱量隨充液率的變化范圍越大。由于充液率較小時，蒸發(fā)器中的液態(tài)工質(zhì)較少，在其上部容易出現(xiàn)干涸極限，這時蒸發(fā)段中容易形成過熱蒸汽，其比熱容較小，故換熱能力較弱。隨著充液率增大，干涸極限及過熱現(xiàn)象均得到緩解，故換熱能力增強。當(dāng)充液率過大時，大量液態(tài)工質(zhì)占據(jù)蒸發(fā)段空間，導(dǎo)致蒸發(fā)壓力提高，管內(nèi)蒸汽流量減小，無法獲得連續(xù)蒸汽流，即逐漸出現(xiàn)連續(xù)流動極限，熱管換熱能力變差。

圖5 換熱量隨充液率變化曲線

2.3 換熱量隨工作溫差的變化

本文實驗無外設(shè)動力設(shè)備，工質(zhì)流動的動力為溫差，探究換熱量隨冷風(fēng)進口與熱風(fēng)進口溫差的變化關(guān)系可進一步了解換熱特性。如圖6 所示，增大熱管工作溫差，有利于換熱器換熱量增大，即換熱量與溫差趨于線性變化。相較于其他充液率，充液率為36%時，換熱量隨溫差變化最快，在溫差為21 ℃時，換熱量達到最大值1.1 kW。由于蒸發(fā)段中的工質(zhì)經(jīng)上部集流管進行氣液分離后，分離出來的液態(tài)工質(zhì)沿著蒸發(fā)段扁管內(nèi)壁面下降形成液膜。當(dāng)冷風(fēng)進口與熱風(fēng)進口溫差增大時，蒸發(fā)段管壁熱流密度增大，內(nèi)壁上工質(zhì)產(chǎn)生氣泡的氣化頻率增加，同時加強了對熱管內(nèi)壁液膜的擾動，換熱量增大。當(dāng)充液率為16%時，換熱量隨溫差增大而增大，但當(dāng)溫差達到18 ℃時，換熱量的增大速率減慢，此時加熱量超過最大換熱量，由冷凝段返回蒸發(fā)段的液態(tài)工質(zhì)量無法滿足蒸發(fā)所需量，在蒸發(fā)段逐漸出現(xiàn)干涸極限。

圖6 換熱量隨工作溫差的變化曲線

2.4 換熱量隨傾角的變化

改變傾角大小會影響熱管換熱器內(nèi)工質(zhì)所受合力，從而影響換熱情況，但由于操作工況不同，目前最佳傾角仍未統(tǒng)一，表1 列出了學(xué)者們[12-15]提出的振蕩熱管最佳傾角范圍。

表1 振蕩熱管最佳傾角范圍

本文在工作溫差范圍為3～21 ℃下，探究換熱器向前傾25°以及向后傾25°對換熱量的影響對比，如圖7 所示為傾角示意圖。

圖7 傾角示意圖

如圖8 所示為換熱量隨傾角變化曲線。由圖可知，相同溫差下，換熱器向前傾斜25°和向后傾斜25°的換熱量小于未傾斜時的換熱量，即增加傾角后傳熱性能變差。這是由于，蒸發(fā)段中工質(zhì)為氣液交替分布，如圖9 所示，傾斜前后蒸發(fā)段扁管管內(nèi)工質(zhì)分布示意圖。由圖9（a）可知，扁管未傾斜時，扁管中液栓在氣泡推動下溢出扁管，在通道口形成一層液膜，而后液體在重力的作用下沿著扁管通道下降返回蒸發(fā)段再次逐漸產(chǎn)生液栓，即存在氣柱推動液栓上下移動的振蕩現(xiàn)象。由圖9（b）可知，當(dāng)換熱器傾斜后，高于水平線的扁管通道口液膜將在重力作用下往低于水平線的通道口流動，即在蒸發(fā)段中高于水平線的扁管通道口的將不再形成液膜，因此液態(tài)工質(zhì)將只沿著被液膜覆蓋的扁管通道下降回到蒸發(fā)段，即只有部分通道發(fā)生振蕩現(xiàn)象，導(dǎo)致傾斜時換熱器傳熱效果變差。

圖8 換熱量隨傾角的變化

圖9 傾斜前后蒸發(fā)段扁管管內(nèi)工質(zhì)分布

3 結(jié)論

1）隨著冷風(fēng)進口與熱風(fēng)進口溫差ΔT在3～21 ℃范圍內(nèi)增大，熱管換熱器換熱量趨于線性增大。

2）當(dāng)換熱器充液率由16%增大至61%時，其換熱量先增大后減小，充液率36%時，換熱量曲線出現(xiàn)峰值,工作溫差越大，換熱量隨充液率的變化范圍越大。

3）相同溫差ΔT（3～21 ℃）下，傾角為0°時換熱量較傾角為25°時更大，即增加傾角后傳熱性能變差。

4）最佳充液率時，水平置平行流相變換熱器的蒸發(fā)段溫度展平性好，從整體溫度均勻特性推測微通道管內(nèi)為彈狀流傳熱特性，這與振蕩熱管在表面張力作用下，管內(nèi)形成隨機分布的氣泡柱和液栓現(xiàn)象[16]較為相似。冷凝段為豎壁冷凝特性，并在下部形成一定高度的液池。