大長徑比高溫?zé)峁軅鳠嵝阅茉囼炑芯?/h1>
2023-11-13 12:36:06楊義博
兵器裝備工程學(xué)報 2023年10期
楊義博,許 輝,鄭 義,張 紅,2
(1.南京工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院, 南京 211800;2.南京林業(yè)大學(xué), 南京 210037)
0 引言
熱管這一概念最初于1963年由美國的Grover[1]提出,他指出熱管的導(dǎo)熱率遠超導(dǎo)熱性能良好的銀、銅等金屬。熱管的結(jié)構(gòu)主要由管殼、上下端蓋、相變工質(zhì)與給液相工質(zhì)提供回流動力的多孔介質(zhì)毛細芯結(jié)構(gòu)組成,如圖1所示。根據(jù)管內(nèi)填充傳熱介質(zhì)的不同可將熱管劃分為低溫?zé)峁?-273～0 ℃)、常溫?zé)峁?0～250 ℃)、中溫?zé)峁?250～450 ℃)與高溫?zé)峁?450～1 000 ℃)[2]。其中,高溫?zé)峁芤蚱涔軆?nèi)傳熱工質(zhì)多為堿金屬族元素而又被稱為堿金屬熱管,高溫?zé)峁軕{借其較高的工作溫度范圍與可觀的傳熱能力因而在空間核技術(shù)[3-4]、高超聲速飛行器熱防護[5-6]、聚光太陽能熱利用[7-8]以及工業(yè)余熱回收[9]等領(lǐng)域都有廣泛的應(yīng)用。近年來,為滿足一些特殊應(yīng)用場景的換熱需求,如在核反應(yīng)堆、太陽能中高溫利用系統(tǒng)中應(yīng)用時,熱管通常具有較大的長徑比。然而,對于內(nèi)部工質(zhì)室溫下為固態(tài)的大型高溫?zé)峁艿膯优c穩(wěn)態(tài)傳熱過程,是一個固—液—汽三相耦合的轉(zhuǎn)變過程,期間可能受到各種因素的干擾而導(dǎo)致啟動失敗或者出現(xiàn)管壁過熱導(dǎo)致熱管無法穩(wěn)定工作[10]。當大長徑比高溫?zé)峁苓\行時,冷凝段的液體需要經(jīng)歷較長路徑才能回流至蒸發(fā)段,因此液體壓降加大,而且當熱管管徑較小時,汽-液界面的逆向流動阻力增大,更容易觸發(fā)一系列傳熱極限[11]。因此有必要對大長徑比高溫?zé)峁懿煌r下的傳熱性能進行深入研究。
圖1 熱管結(jié)構(gòu)及工作原理
由于高溫?zé)峁軆?nèi)部工質(zhì)通常為化學(xué)性質(zhì)活潑的堿金屬,如鋰、鈉等,并且管殼材料多為不銹鋼無縫鋼管[12],這為探究熱管內(nèi)部流動傳熱機理帶來了很多困難,因此目前針對高溫?zé)峁艿难芯恐饕性跀?shù)值模擬與器件層面的傳熱性能測試2個方向。Tian等[13]對長2 m,長徑比約為67的絲網(wǎng)芯鈉熱管的傳熱極限進行了試驗研究,討論了實驗結(jié)果與其他學(xué)者提出的熱管各傳熱極限經(jīng)驗公式之間的差異。結(jié)果發(fā)現(xiàn),毛細極限受充液率的影響較小;連續(xù)流動極限轉(zhuǎn)變溫度隨傾角的增大而增大。Ma等[14]研究了鈉熱管在不同加熱功率與傾角下的冷態(tài)啟動特性,發(fā)現(xiàn)熱管在特定的加熱功率下會出現(xiàn)間歇沸騰現(xiàn)象,其溫度振蕩幅度比常規(guī)的熱虹吸管間歇沸騰更高,該現(xiàn)象只出現(xiàn)在正傾角(5°,10°,15°,30°,45°)放置下,而在水平與負傾角(-15°,-10°)未出現(xiàn)該現(xiàn)象。余清遠等[15]對鈉熱管在不同工況下的傳熱特性進行了模擬,并開展試驗進行驗證。結(jié)果發(fā)現(xiàn):熱管水平放置時,溫度模擬值與實驗值在蒸發(fā)段與絕熱段誤差<2%,而冷凝段誤差在5%,分析原因為水平時冷凝段存積部分液鈉導(dǎo)致過冷,因此導(dǎo)致較大誤差;加熱功率的增大提高了鈉蒸汽密度,使得鈉蒸汽流動壓降和速度減小,而液鈉在絲網(wǎng)芯中的流動規(guī)律剛好相反。Teng等[16]對高溫鈉熱管在搖擺工況下的傳熱性能進行了試驗研究。結(jié)果發(fā)現(xiàn):相較于靜止工況下,熱管在搖擺工況下穩(wěn)態(tài)運行時,溫度出現(xiàn)小幅度周期性波動。
目前,對于高溫?zé)峁艿拈L徑比(軸向長度與外徑的比值L/D)尚無明確的界定范圍。因此,本研究中首先明確了熱管以長徑比大小為分類標準的定義,即軸向長度大于1 m,長徑比大于50的熱管即為大長徑比熱管。針對大長徑比熱管的研究目前主要集中于常溫重力熱管[17-19],對大長徑比高溫?zé)峁軅鳠崽匦缘难芯旷r有報道。由于管內(nèi)工質(zhì)種類及工作溫度的差異,高溫?zé)峁艿膯蛹皞鳠崽匦耘c常溫?zé)峁芫哂忻黠@不同,特別是堿金屬工質(zhì)在高溫?zé)峁軉舆^程中經(jīng)歷的固液汽三相變化遠比常溫?zé)峁軓?fù)雜,大長徑比常溫?zé)峁艿倪\行規(guī)律無法直接推廣至高溫?zé)峁艿难芯考肮こ虘?yīng)用。因此,本文中擬針對一種較大長徑比的高溫?zé)峁苓M行試驗研究,為其在核能發(fā)電、太陽能熱利用等新能源領(lǐng)域的應(yīng)用提供參考。
1 試驗系統(tǒng)
1.1 試驗裝置
實驗搭建的大長徑比高溫?zé)峁軅鳠嵝阅軠y試平臺如圖2所示,整個系統(tǒng)主要由高溫?zé)峁堋⒆児β始訜嵯到y(tǒng)、溫度測量與采集系統(tǒng)、傾角調(diào)節(jié)裝置等幾個部分組成。熱管蒸發(fā)段采用分段式電加熱爐來模擬大長徑比高溫?zé)峁芩幍臒崃鳝h(huán)境。加熱爐下方加裝傾角調(diào)節(jié)裝置控制熱管工作傾角這一變量,傾角取值有15°、30°、45°、60°、75°,此處傾角定義為熱管軸線與水平面的夾角。使用接觸式單相調(diào)壓器調(diào)節(jié)加熱爐的功率,型號為TDGC2-10,可提供最高10 kW的額定功率,額定輸出電壓為0～50 V,額定最大輸出電流為40 A。調(diào)壓器輸出的電壓由納普電參數(shù)測量儀顯示,型號為PM9800,測量電壓為5～600 V,測量電流為5 mA～20 A,最大負載12 kW,精度為±0.5%。
圖2 試驗流程圖與試驗臺的搭建
測溫系統(tǒng)由測溫線簇、數(shù)據(jù)采集儀和計算機組成。測溫線簇由多根Ⅰ級K型熱電偶組成,絲徑0.8 mm,精度為0.4%,可承受長期1 000 ℃,短期1 100 ℃的高溫。熱電偶安裝在通道板上并插入數(shù)據(jù)采集儀器,設(shè)備型號為DAQ970A,6.5位分辨率,誤差為±0.3%。熱管絕熱段使用大量硅酸鋁保溫材料充分包裹,可較為充分的隔絕熱量。冷凝段則采取暴露在空氣(約17 ℃)中進行自然對流與輻射散熱。
試驗熱管采用鈉為工質(zhì),管殼材料選用06Cr25Ni20 (310S不銹鋼),吸液芯絲網(wǎng)的材料為316不銹鋼,由兩層不銹鋼絲網(wǎng)卷制而成,目數(shù)為80目,絲徑為110 μm。熱管具體參數(shù)見表1。
表1 熱管主要參數(shù)
1.2 不確定度分析
不確定性分析是評價試驗數(shù)據(jù)與試驗流程準確性的可靠評估方法。試驗中熱管參數(shù)的計算均基于直接測量的熱管外壁溫度和輸入的電流、電壓值。外壁溫度的誤差主要來源于熱電偶與數(shù)據(jù)采集儀,其誤差為±900×(0.4%+0.3%)=6.3 ℃。因此熱電偶測點溫度的不確定度為
(1)
熱管加熱功率的確定由調(diào)壓器與電參數(shù)測量儀確定。其誤差來源于調(diào)壓器(±0.3%)與電參數(shù)測量儀(±0.5%),因此加熱功率的不確定度在±0.8%。
1.3 熱管測溫點布置
圖3所示為大長徑比高溫?zé)峁鼙诿鏈y溫點分布,熱管壁面布置13個溫度測點,并按從底部到頂部的順序依次編號為T1、T2、T3、T4、T5、T6、T7、T8、T9、T10、T11、T12、T13。其中蒸發(fā)段共布置5個熱電偶,對應(yīng)的熱電偶為T1～T5;絕熱段共布置2個熱電偶,對應(yīng)熱電偶為T7,T8;T6,T9分別為熱管蒸發(fā)段出口與絕熱段出口溫度測點;冷凝段共布置4個熱電偶,對應(yīng)測點為T10～T13。
圖3 鈉熱管外壁測點分布
2 熱管傳熱性能評價標準
由于測試的高溫?zé)峁茌S向長度較大,因此散熱損失不可避免,將熱管實際傳熱功率記為Q,單位為W,其計算公式為Q=Q1-Q2,其中Q1為電加熱爐的實際輸入功率,通過電參數(shù)測量儀獲得;Q2為絕熱段的散熱損失,計算公式為
(2)
式(2)中:Tw0為絕熱層外表面平均溫度,℃;Tw1為絕熱層內(nèi)表面的平均溫度,℃;d2為圓筒絕熱層的外徑,m;d1為圓筒絕熱層的內(nèi)徑,m;λ為絕熱保溫材料的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。
熱管運行時的熱阻R是衡量大長徑比高溫?zé)峁懿煌r下穩(wěn)態(tài)傳熱性能的重要指標。熱管的總熱阻Rt、蒸發(fā)段熱阻Re和冷凝段熱阻Rc分別由下列公式計算:
(3)
(4)
(5)
式(3)—式(5)中:Twe為熱管蒸發(fā)段外壁面各測溫點的均值,℃;Tv為熱管的工作溫度,此處取熱管絕熱段各測溫點的均值,℃;Twc為熱管冷凝段外壁面各測溫點的均值,℃。熱管壁面溫度取工作狀態(tài)穩(wěn)定后30 min溫度的平均值,即:
(6)
3 試驗結(jié)果及分析
3.1 大長徑比高溫?zé)峁艿臏囟软憫?yīng)
本文中試驗時熱管均從室溫(約17 ℃)條件下加熱,初始加熱功率2.0 kW,待熱管穩(wěn)態(tài)運行,即30 min內(nèi)各測點溫度變化不超過1℃時,繼續(xù)增大加熱功率,每次增大500 W,最大加熱功率為3.0 kW,對應(yīng)熱通量分別為36 189.9、45 237.4、54 284.9 W/m2。每組試驗完成后,待試驗系統(tǒng)完全冷卻,調(diào)節(jié)傾角開展下一組試驗。圖4展示了2種充液率熱管部分測點在45°放置傾角下的溫度響應(yīng)曲線。
圖4 熱管45°工作傾角下變功率加熱溫度響應(yīng)曲線
從圖4中可看出,2支熱管在試驗條件下均可正常啟動,從開始加熱至達到穩(wěn)態(tài)的時間均顯著長于常規(guī)尺寸高溫?zé)峁躘20],主要原因在于管徑小、長度大,同等加熱條件下其蒸發(fā)段獲得的熱量減少,以及升溫過程中絕熱段保溫層熱容的影響更為顯著,導(dǎo)致了熱管冷凝段溫度響應(yīng)相對滯后。從圖4中還可看出,增大加熱功率后,熱管能夠表現(xiàn)出較為明顯的溫度響應(yīng),特別是冷凝段的溫度變化更為明顯,表明加熱功率對熱管的性能具有顯著的影響,后文將進一步分析。
3.2 傾角對熱管傳熱性能的影響
圖5展示了大長徑比高溫?zé)峁茉?.5 kW輸入功率條件下,不同傾角工作時的軸向溫度分布,從圖5中可以看出,傾角對大長徑比高溫?zé)峁艿膫鳠峋哂酗@著影響。其中,15%充液率的熱管因輸入2.5 kW時出現(xiàn)了傳熱惡化,因此圖5中標示了2.0 kW的數(shù)據(jù)。除了熱管整體工作溫度區(qū)間不同外,熱管軸向溫度的均勻性也有較大差異,這一差異由熱阻表達更為清楚。
圖6展示了大長徑比高溫?zé)峁茉谳斎牍β?.5 kW時的Re、Rc、Rt隨傾角的變化曲線。從圖6中可以看出:15%充液率的熱管隨傾角的增大其總熱阻無較大變化,而蒸發(fā)段熱阻隨傾角的增大而逐漸減小,說明管內(nèi)鈉工質(zhì)的傳熱效率隨傾角的增大而逐漸提升。冷凝段熱阻隨傾角的變化趨勢則正好相反,主要原因為冷凝段凝結(jié)的液鈉隨熱管放置傾角的增大加速流向蒸發(fā)段,導(dǎo)致冷凝段換熱效果不充分;25%充液率熱管的Rt與Re表現(xiàn)為隨傾角的增大顯著升高,說明該充液率下熱管隨工作傾角的增大傳熱效果快速變差,且傳熱效果變差的原因主要來源于蒸發(fā)段。冷凝段熱阻因充液率較大使得冷凝段換熱充分,因此受傾角的影響很小。
圖6 熱管工作時的熱阻隨傾角的變化
3.3 輸入功率對大長徑比高溫?zé)峁軅鳠岬挠绊?/h3>
圖7展示了高溫?zé)峁茉诓煌斎牍β氏碌目偀嶙枳兓闆r,從圖7中可以看出,兩根熱管不同傾角下的傳熱效果隨加熱功率的提升大部分均得到較大改善。然而15%充液率熱管在30°傾角放置下加熱功率由2.5 kW提升至3.0 kW時,總熱阻出現(xiàn)較大增大的現(xiàn)象,主要原因為在該加熱功率下熱管達到了毛細極限,熱管蒸發(fā)段出現(xiàn)干涸?？傮w上來說,兩只熱管的傳熱性能都隨著輸入功率的增大而增強,這說明,當工程應(yīng)用中遇到一定范圍內(nèi)的熱沖擊時,高溫?zé)峁芸梢院芎玫剡m應(yīng)熱負荷的增加,以更高的傳熱性能將熱量傳遞出去。
圖7 不同工況下熱管的總熱阻
值得說明的是,15%充液率的熱管在15°傾角下因達到熱管的毛細極限,因此導(dǎo)致其無法在該傾角下正常運行。25%充液率的熱管在60°～90°傾角下因蒸發(fā)段底部液池的有效換熱面積減小而導(dǎo)致熱管無法承受3.0 kW的試驗加熱功率。因此,上述工況下的熱管熱阻未能標出。
3.4 不同充液率熱管傳熱特性的差異
圖8展示了2種充液率的大長徑比高溫?zé)峁茉谙嗤訜峁r下的傳熱性能差異。整體來看,15%充液率熱管為本試驗條件下的最佳充液率,熱管對傾角的適應(yīng)性更好,但熱管在小傾角(15°、30°)放置時易達到毛細極限而無法正常工作。
試驗中還發(fā)現(xiàn),3.0 kW條件下,對于15%充液率的高溫?zé)峁?較低傾角時出現(xiàn)了傳熱惡化的情況;而25%充液率的熱管,則在較高傾角時出現(xiàn)傳熱惡化,主要表現(xiàn)為蒸發(fā)段出現(xiàn)過熱點而無法獲得熱平衡數(shù)據(jù)。從前文圖5中可以看出,在2.0 kW及2.5 kW條件下,15%充液率的熱管在低傾角(15°、30°)時已經(jīng)出現(xiàn)了蒸發(fā)段T1點溫度明顯高于其他測點溫度。同樣情況對于25%充液率熱管則出現(xiàn)在高傾角(60°、75°及90°)時,其原因在于熱管管徑較小,液鈉在底部形成液池,傾角的增大導(dǎo)致液柱升高,汽-液界面有效換熱面積減小,因此熱管T1點過熱度隨傾角逐漸升高。
4 結(jié)論
本文中針對2種不同充液率規(guī)格(15%、25%)、且長徑比均為150的大長徑比高溫鈉熱管,開展了其在不同傾角與加熱功率下的傳熱性能試驗研究,得出結(jié)論如下。
1) 2根熱管從室溫啟動時的傳熱特性有明顯差異,充液率為25%的熱管在放置傾角較大時傳熱性能降低,充液率為15%的熱管工作傾角較小時易達到毛細極限,且達到毛細極限時的最大傳熱量隨傾角的增大有相應(yīng)提高。因此大長徑比高溫?zé)峁艿脑O(shè)計應(yīng)綜合考慮現(xiàn)場工況的布置及最大熱負荷要求作進一步優(yōu)化。
2) 工作傾角對大長徑比高溫?zé)峁艿膫鳠嵝阅芫哂酗@著影響,在正常工況下,隨著傾角的增大,熱管傳熱性能出現(xiàn)不同程度的下降。
3) 在熱管未出現(xiàn)傳熱惡化或傳熱極限的前提下,其總熱阻隨著輸入功率的增大而減小,因此,在工程應(yīng)用中大長徑比高溫?zé)峁芫邆漭^好的抗熱沖擊的能力。
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1 試驗系統(tǒng)
1.1 試驗裝置
實驗搭建的大長徑比高溫?zé)峁軅鳠嵝阅軠y試平臺如圖2所示,整個系統(tǒng)主要由高溫?zé)峁堋⒆児β始訜嵯到y(tǒng)、溫度測量與采集系統(tǒng)、傾角調(diào)節(jié)裝置等幾個部分組成。熱管蒸發(fā)段采用分段式電加熱爐來模擬大長徑比高溫?zé)峁芩幍臒崃鳝h(huán)境。加熱爐下方加裝傾角調(diào)節(jié)裝置控制熱管工作傾角這一變量,傾角取值有15°、30°、45°、60°、75°,此處傾角定義為熱管軸線與水平面的夾角。使用接觸式單相調(diào)壓器調(diào)節(jié)加熱爐的功率,型號為TDGC2-10,可提供最高10 kW的額定功率,額定輸出電壓為0～50 V,額定最大輸出電流為40 A。調(diào)壓器輸出的電壓由納普電參數(shù)測量儀顯示,型號為PM9800,測量電壓為5～600 V,測量電流為5 mA～20 A,最大負載12 kW,精度為±0.5%。
圖2 試驗流程圖與試驗臺的搭建
測溫系統(tǒng)由測溫線簇、數(shù)據(jù)采集儀和計算機組成。測溫線簇由多根Ⅰ級K型熱電偶組成,絲徑0.8 mm,精度為0.4%,可承受長期1 000 ℃,短期1 100 ℃的高溫。熱電偶安裝在通道板上并插入數(shù)據(jù)采集儀器,設(shè)備型號為DAQ970A,6.5位分辨率,誤差為±0.3%。熱管絕熱段使用大量硅酸鋁保溫材料充分包裹,可較為充分的隔絕熱量。冷凝段則采取暴露在空氣(約17 ℃)中進行自然對流與輻射散熱。
試驗熱管采用鈉為工質(zhì),管殼材料選用06Cr25Ni20 (310S不銹鋼),吸液芯絲網(wǎng)的材料為316不銹鋼,由兩層不銹鋼絲網(wǎng)卷制而成,目數(shù)為80目,絲徑為110 μm。熱管具體參數(shù)見表1。
表1 熱管主要參數(shù)
1.2 不確定度分析
不確定性分析是評價試驗數(shù)據(jù)與試驗流程準確性的可靠評估方法。試驗中熱管參數(shù)的計算均基于直接測量的熱管外壁溫度和輸入的電流、電壓值。外壁溫度的誤差主要來源于熱電偶與數(shù)據(jù)采集儀,其誤差為±900×(0.4%+0.3%)=6.3 ℃。因此熱電偶測點溫度的不確定度為
(1)
熱管加熱功率的確定由調(diào)壓器與電參數(shù)測量儀確定。其誤差來源于調(diào)壓器(±0.3%)與電參數(shù)測量儀(±0.5%),因此加熱功率的不確定度在±0.8%。
1.3 熱管測溫點布置
圖3所示為大長徑比高溫?zé)峁鼙诿鏈y溫點分布,熱管壁面布置13個溫度測點,并按從底部到頂部的順序依次編號為T1、T2、T3、T4、T5、T6、T7、T8、T9、T10、T11、T12、T13。其中蒸發(fā)段共布置5個熱電偶,對應(yīng)的熱電偶為T1～T5;絕熱段共布置2個熱電偶,對應(yīng)熱電偶為T7,T8;T6,T9分別為熱管蒸發(fā)段出口與絕熱段出口溫度測點;冷凝段共布置4個熱電偶,對應(yīng)測點為T10～T13。
圖3 鈉熱管外壁測點分布
2 熱管傳熱性能評價標準
由于測試的高溫?zé)峁茌S向長度較大,因此散熱損失不可避免,將熱管實際傳熱功率記為Q,單位為W,其計算公式為Q=Q1-Q2,其中Q1為電加熱爐的實際輸入功率,通過電參數(shù)測量儀獲得;Q2為絕熱段的散熱損失,計算公式為
(2)
式(2)中:Tw0為絕熱層外表面平均溫度,℃;Tw1為絕熱層內(nèi)表面的平均溫度,℃;d2為圓筒絕熱層的外徑,m;d1為圓筒絕熱層的內(nèi)徑,m;λ為絕熱保溫材料的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。
熱管運行時的熱阻R是衡量大長徑比高溫?zé)峁懿煌r下穩(wěn)態(tài)傳熱性能的重要指標。熱管的總熱阻Rt、蒸發(fā)段熱阻Re和冷凝段熱阻Rc分別由下列公式計算:
(3)
(4)
(5)
式(3)—式(5)中:Twe為熱管蒸發(fā)段外壁面各測溫點的均值,℃;Tv為熱管的工作溫度,此處取熱管絕熱段各測溫點的均值,℃;Twc為熱管冷凝段外壁面各測溫點的均值,℃。熱管壁面溫度取工作狀態(tài)穩(wěn)定后30 min溫度的平均值,即:
(6)
3 試驗結(jié)果及分析
3.1 大長徑比高溫?zé)峁艿臏囟软憫?yīng)
本文中試驗時熱管均從室溫(約17 ℃)條件下加熱,初始加熱功率2.0 kW,待熱管穩(wěn)態(tài)運行,即30 min內(nèi)各測點溫度變化不超過1℃時,繼續(xù)增大加熱功率,每次增大500 W,最大加熱功率為3.0 kW,對應(yīng)熱通量分別為36 189.9、45 237.4、54 284.9 W/m2。每組試驗完成后,待試驗系統(tǒng)完全冷卻,調(diào)節(jié)傾角開展下一組試驗。圖4展示了2種充液率熱管部分測點在45°放置傾角下的溫度響應(yīng)曲線。
圖4 熱管45°工作傾角下變功率加熱溫度響應(yīng)曲線
從圖4中可看出,2支熱管在試驗條件下均可正常啟動,從開始加熱至達到穩(wěn)態(tài)的時間均顯著長于常規(guī)尺寸高溫?zé)峁躘20],主要原因在于管徑小、長度大,同等加熱條件下其蒸發(fā)段獲得的熱量減少,以及升溫過程中絕熱段保溫層熱容的影響更為顯著,導(dǎo)致了熱管冷凝段溫度響應(yīng)相對滯后。從圖4中還可看出,增大加熱功率后,熱管能夠表現(xiàn)出較為明顯的溫度響應(yīng),特別是冷凝段的溫度變化更為明顯,表明加熱功率對熱管的性能具有顯著的影響,后文將進一步分析。
3.2 傾角對熱管傳熱性能的影響
圖5展示了大長徑比高溫?zé)峁茉?.5 kW輸入功率條件下,不同傾角工作時的軸向溫度分布,從圖5中可以看出,傾角對大長徑比高溫?zé)峁艿膫鳠峋哂酗@著影響。其中,15%充液率的熱管因輸入2.5 kW時出現(xiàn)了傳熱惡化,因此圖5中標示了2.0 kW的數(shù)據(jù)。除了熱管整體工作溫度區(qū)間不同外,熱管軸向溫度的均勻性也有較大差異,這一差異由熱阻表達更為清楚。
圖6展示了大長徑比高溫?zé)峁茉谳斎牍β?.5 kW時的Re、Rc、Rt隨傾角的變化曲線。從圖6中可以看出:15%充液率的熱管隨傾角的增大其總熱阻無較大變化,而蒸發(fā)段熱阻隨傾角的增大而逐漸減小,說明管內(nèi)鈉工質(zhì)的傳熱效率隨傾角的增大而逐漸提升。冷凝段熱阻隨傾角的變化趨勢則正好相反,主要原因為冷凝段凝結(jié)的液鈉隨熱管放置傾角的增大加速流向蒸發(fā)段,導(dǎo)致冷凝段換熱效果不充分;25%充液率熱管的Rt與Re表現(xiàn)為隨傾角的增大顯著升高,說明該充液率下熱管隨工作傾角的增大傳熱效果快速變差,且傳熱效果變差的原因主要來源于蒸發(fā)段。冷凝段熱阻因充液率較大使得冷凝段換熱充分,因此受傾角的影響很小。
圖6 熱管工作時的熱阻隨傾角的變化
3.3 輸入功率對大長徑比高溫?zé)峁軅鳠岬挠绊?/h3>
圖7展示了高溫?zé)峁茉诓煌斎牍β氏碌目偀嶙枳兓闆r,從圖7中可以看出,兩根熱管不同傾角下的傳熱效果隨加熱功率的提升大部分均得到較大改善。然而15%充液率熱管在30°傾角放置下加熱功率由2.5 kW提升至3.0 kW時,總熱阻出現(xiàn)較大增大的現(xiàn)象,主要原因為在該加熱功率下熱管達到了毛細極限,熱管蒸發(fā)段出現(xiàn)干涸?？傮w上來說,兩只熱管的傳熱性能都隨著輸入功率的增大而增強,這說明,當工程應(yīng)用中遇到一定范圍內(nèi)的熱沖擊時,高溫?zé)峁芸梢院芎玫剡m應(yīng)熱負荷的增加,以更高的傳熱性能將熱量傳遞出去。
圖7 不同工況下熱管的總熱阻
值得說明的是,15%充液率的熱管在15°傾角下因達到熱管的毛細極限,因此導(dǎo)致其無法在該傾角下正常運行。25%充液率的熱管在60°～90°傾角下因蒸發(fā)段底部液池的有效換熱面積減小而導(dǎo)致熱管無法承受3.0 kW的試驗加熱功率。因此,上述工況下的熱管熱阻未能標出。
3.4 不同充液率熱管傳熱特性的差異
圖8展示了2種充液率的大長徑比高溫?zé)峁茉谙嗤訜峁r下的傳熱性能差異。整體來看,15%充液率熱管為本試驗條件下的最佳充液率,熱管對傾角的適應(yīng)性更好,但熱管在小傾角(15°、30°)放置時易達到毛細極限而無法正常工作。
試驗中還發(fā)現(xiàn),3.0 kW條件下,對于15%充液率的高溫?zé)峁?較低傾角時出現(xiàn)了傳熱惡化的情況;而25%充液率的熱管,則在較高傾角時出現(xiàn)傳熱惡化,主要表現(xiàn)為蒸發(fā)段出現(xiàn)過熱點而無法獲得熱平衡數(shù)據(jù)。從前文圖5中可以看出,在2.0 kW及2.5 kW條件下,15%充液率的熱管在低傾角(15°、30°)時已經(jīng)出現(xiàn)了蒸發(fā)段T1點溫度明顯高于其他測點溫度。同樣情況對于25%充液率熱管則出現(xiàn)在高傾角(60°、75°及90°)時,其原因在于熱管管徑較小,液鈉在底部形成液池,傾角的增大導(dǎo)致液柱升高,汽-液界面有效換熱面積減小,因此熱管T1點過熱度隨傾角逐漸升高。
4 結(jié)論
本文中針對2種不同充液率規(guī)格(15%、25%)、且長徑比均為150的大長徑比高溫鈉熱管,開展了其在不同傾角與加熱功率下的傳熱性能試驗研究,得出結(jié)論如下。
1) 2根熱管從室溫啟動時的傳熱特性有明顯差異,充液率為25%的熱管在放置傾角較大時傳熱性能降低,充液率為15%的熱管工作傾角較小時易達到毛細極限,且達到毛細極限時的最大傳熱量隨傾角的增大有相應(yīng)提高。因此大長徑比高溫?zé)峁艿脑O(shè)計應(yīng)綜合考慮現(xiàn)場工況的布置及最大熱負荷要求作進一步優(yōu)化。
2) 工作傾角對大長徑比高溫?zé)峁艿膫鳠嵝阅芫哂酗@著影響,在正常工況下,隨著傾角的增大,熱管傳熱性能出現(xiàn)不同程度的下降。
3) 在熱管未出現(xiàn)傳熱惡化或傳熱極限的前提下,其總熱阻隨著輸入功率的增大而減小,因此,在工程應(yīng)用中大長徑比高溫?zé)峁芫邆漭^好的抗熱沖擊的能力。
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