姜 峰,林一鳴,馬宇鑫,齊國鵬,李修倫

重力熱管(TPCT)是一種高效的換熱器,它利用工質(zhì)在管內(nèi)的相變傳熱來實現(xiàn)熱量從熱源到冷源的傳遞。 由于其具有導(dǎo)熱性能高、自身結(jié)構(gòu)簡單和使用操作方便等諸多優(yōu)點,現(xiàn)已在核反應(yīng)過程中的冷卻換熱[1,2]、地?zé)崮茉吹睦肹3,4]、太陽能的使用[5,6]和LED 燈的散熱[7]等換熱領(lǐng)域得到了較為廣泛的應(yīng)用。

能源緊張和環(huán)境問題的日趨彰顯,對換熱設(shè)備的強(qiáng)化傳熱提出了更高的要求。 因此,研究人員圍繞TPCT 的強(qiáng)化傳熱方式進(jìn)行了許多的探索。 到目前為止,相應(yīng)的強(qiáng)化傳熱方法主要集中在改進(jìn)熱管內(nèi)部結(jié)構(gòu)[8-10]、表面修飾[11-14]和使用新工質(zhì)[15-26]等3 個方面。

與改進(jìn)熱管內(nèi)部結(jié)構(gòu)和表面修飾相比,使用新工質(zhì)可以減少設(shè)備結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性和加工成本。 目前的新工質(zhì)主要包括混合流體[15,16]、 全氟介質(zhì)[17,18]、自潤濕流體[19,20]和納米流體[21-24]。 其中,納米流體由于其優(yōu)異的熱物理性能而得到了更多的關(guān)注。 一些實驗結(jié)果表明,在使用納米流體后,TPCT 的熱性能得到了明顯地提升。 Choi 等[23]使用了纖維素納米流體,研究了該新工質(zhì)對TPCT 傳熱性能的影響。 他們發(fā)現(xiàn),使用該新工質(zhì)后,TPCT 的臨界熱流密度提升了14.3%,沸騰傳熱系數(shù)提高了71.74%。 Xu 等[24]考察了單納米流體和雜化納米流體在TPCT 中的傳熱性能,并與去離子水進(jìn)行了比較。 結(jié)果表明,納米流體最大可將TPCT 的熱阻降低26.8%。

但也有一些研究指出,在使用某些納米流體后,TPCT 的傳熱性能發(fā)生了下降[25,26]。 Khandekar等[25]的研究表明,與純水相比,3 種水基納米流體均增加了TPCT 的總熱阻。 Chen 等[26]考察了水基SiO2功能化納米流體TPCT 的傳熱特性。 結(jié)果表明,使用該新工質(zhì)后,蒸發(fā)段的傳熱系數(shù)與熱流密度均發(fā)生了減小。 此外,納米顆?；蚣{米流體的制作工藝復(fù)雜、成本高,且其穩(wěn)定性難以滿足長時間連續(xù)使用,這些都限制了納米流體的工業(yè)應(yīng)用。

流化床換熱節(jié)能技術(shù)(FBHFPT)可應(yīng)用于換熱設(shè)備[27,28],形成高效的流化床換熱裝置。 惰性固體顆粒在流化后可使流動和傳熱邊界層得到減薄甚至破壞,降低了傳熱過程的阻力,進(jìn)而實現(xiàn)傳熱過程的強(qiáng)化。 同時,換熱壁面受到顆粒的碰撞后,還能有效防止溶液在近壁面處出現(xiàn)過飽和,使結(jié)垢誘導(dǎo)期得到較大的延長,從而實現(xiàn)在線防垢的作用。此外,傳熱過程的強(qiáng)化還能夠使管壁溫度下降,有利于減少對管壁的腐蝕。 該技術(shù)已經(jīng)引起了研究者廣泛的關(guān)注[29-32],已在工業(yè)上具有了一定的應(yīng)用。

因此,將FBHFPT 應(yīng)用于TPCT,開發(fā)出三相(V/L/S)閉式重力熱管(THPCT),促進(jìn)了TPCT 傳熱強(qiáng)化方法的發(fā)展。 Jiang 等[33-38]以水作為工質(zhì),構(gòu)建了THPCT,并初步對其傳熱性能進(jìn)行了實驗研究。 他們發(fā)現(xiàn),在不同的操作條件下,THPCT 的傳熱增強(qiáng)效果均比較理想。 但THPCT 的實驗研究還處于起步階段,到目前為止,關(guān)于THPCT 的熱性能隨傾角變化的規(guī)律,還沒有文獻(xiàn)進(jìn)行相關(guān)的報道。而加入的惰性固體顆粒存在于液池中,熱管傾角的變化又會影響熱管內(nèi)部相的分布和顆粒的流化,進(jìn)而改變傳熱效果。 Gou[39]和Kim[40]考察了傾角對TPCT 傳熱性能的影響。 結(jié)果表明,傾角對冷凝傳熱系數(shù)的影響大于對沸騰傳熱系數(shù)的影響;在傾角為60°時,重力熱管具有較好的傳熱性能。 因此,本研究擬開發(fā)傾角可變的THPCT,實驗研究其傳熱性能隨傾角變化的規(guī)律。 所用的熱管殼體材料為紫銅,工作流體為水,固相工質(zhì)分別為碳化硅(SiC)、聚甲醛(POM)和玻璃珠顆粒。

1 實驗

1.1 實驗裝置及流程

本研究開發(fā)并組裝了可變傾角的THPCT,如圖1 和圖2 所示。 實驗裝置包括3 部分,分別是數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、真空泵和熱管。

圖1 實驗裝置圖Fig.1 Diagram of the experimental apparatus

圖2 可變傾角的重力熱管Fig.2 THPCT with variable inclination angle

實驗所用的熱管為長600 mm,管徑Ф22 mm×1.5 mm 的紫銅管,可分成3 個部分,分別是冷凝段(220 mm)、絕熱段(140 mm)和蒸發(fā)段(240 mm)。

實驗所用的加熱裝置是由鎳鉻電阻絲制造的加熱帶,蒸發(fā)段由該加熱帶進(jìn)行加熱。 冷凝段由冷凝夾套所包裹,使用冷卻水移走冷凝潛熱。 為測量熱管內(nèi)部的真空度和操作壓力,在熱管冷凝段的上端安裝了真空壓力傳感器。 冷卻水的體積流量保持在20 L·h-1,其值由轉(zhuǎn)子流量計來測量,冷卻水的進(jìn)口和出口溫度均利用熱電阻溫度計測量。

為對熱管外壁溫度進(jìn)行測量,本研究在熱管左右兩側(cè)各選取了11 個對稱的測溫點,并安裝了熱電阻溫度計,同時進(jìn)行了引線電阻補(bǔ)償。 其中,蒸發(fā)段5 對,絕熱段2 對,冷凝段4 對。 為使熱量損失降到最低,還在熱管外壁面處包裹了保溫棉。 利用真空泵把熱管內(nèi)的空氣抽出,并達(dá)到指定真空度(95 kPa)。 熱管穩(wěn)定運行時的工作溫度為19 ～76℃,壓力范圍(表壓)為-93.6 ～-79.20 kPa。 利用AI-501 MF 數(shù)字儀表來顯示溫度及壓力,并采用“組態(tài)王”軟件將實驗數(shù)據(jù)自動采集并保存到電腦中。圖1 列出了實驗所用儀表的相關(guān)型號及規(guī)格。

首先將一定量的水和固體顆粒加入到閉式重力熱管中。 然后打開真空泵,待熱管內(nèi)部壓力達(dá)到指定真空度后,切斷熱管與真空系統(tǒng)的連接,使其處于真空狀態(tài)。 打開冷卻水,調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子流量計使冷卻水流量保持在20 L·h-1。 打開加熱裝置,將加熱功率調(diào)節(jié)到指定值。 待熱管穩(wěn)定運行后(即20 min內(nèi)所有熱電阻溫度計的溫度變化均小于1 ℃),即可采集壓力和溫度數(shù)據(jù)。 改變加熱功率、傾角和顆粒種類等參數(shù),重復(fù)上述實驗。 每個條件重復(fù)3 次,以檢查數(shù)據(jù)的重復(fù)性。

表1 儀表型號及規(guī)格Table 1 Specifications and models of the apparatuses

1.2 實驗工質(zhì)及參數(shù)

實驗中選用水作為液體工質(zhì),添加的惰性固體顆粒分別為碳化硅(SiC)、聚甲醛(POM)和玻璃珠顆粒。 3 種顆粒都具有較好的耐磨性能及腐蝕性能,其中,碳化硅顆粒密度大,導(dǎo)熱系數(shù)高,粒徑小;聚甲醛顆粒粒徑較大、密度較小、導(dǎo)熱系數(shù)低;玻璃珠粒徑較小,密度和導(dǎo)熱系數(shù)適中。 固體顆粒的相關(guān)物性如表2 所示。

表2 固體顆粒的物性Table 2 Physical properties of the solid particles

本實驗研究了顆粒類型、傾角和加熱功率對THPCT 傳熱性能的影響。 實驗中使用的充液率(管內(nèi)液體的體積與熱管的總?cè)莘e之比)和固含率(管內(nèi)固體顆粒的堆體積與液體的體積之比)分別為20%和10%。

1.3 數(shù)據(jù)處理和誤差分析

當(dāng)傳熱達(dá)到穩(wěn)態(tài)時,利用冷卻水從熱管內(nèi)吸收的熱量,來計算熱管的傳熱速率,如式(1)所示。

式(1)中:ρw為水的密度;Vw為水的體積流量;cpw為水的比熱容;ti和to分別為水的進(jìn)、出口溫度;Qc為傳熱速率。

采用總熱阻R、蒸發(fā)段熱阻Re和冷凝段熱阻Rc來評估熱管的熱性能,如式(2)、(3)和(4)所示。

式(2)～(4)中:Tei和Tci分別為蒸發(fā)段和冷凝段的平均內(nèi)壁溫,Ts為絕熱段的平均外壁溫,可作為液相工質(zhì)的飽和溫度。 可利用一維圓筒壁在穩(wěn)態(tài)時的傳熱速率方程和平均外壁溫來計算平均內(nèi)壁溫,如式(5)和(6)所示。

式(5)～(6)中:do與Le分別為熱管的外徑和內(nèi)徑;Lc與Le分別為冷凝段長度與蒸發(fā)段長度。λ0=383.79 W·m-1·℃-1,為0 ℃時銅的導(dǎo)熱系數(shù);b=- 1.2 × 10-4℃-1, 為銅的溫度系數(shù)。

使用對流傳熱系數(shù)來評估蒸發(fā)段及冷凝段2 部分的傳熱性能。 計算分別如式(7)和(8)所示。

分別采用總熱阻減少率Er和增強(qiáng)因子E來描述THPCT 的傳熱增強(qiáng)效果,如式(9)、(10)和(11)所示。

式(9) ～(11)中:Rth和Rt分別為THPCT 和TPCT 的總熱阻;heth和het分別為THPCT 和TPCT的蒸發(fā)段對流傳熱系數(shù);hcth和hct分別為THPCT 和TPCT 的冷凝段對流傳熱系數(shù)。

本研究中計算了傳熱速率、蒸發(fā)段和冷凝段對流傳熱系數(shù)以及總熱阻,并進(jìn)行了不確定度分析,參考式(12)～(15)。

本實驗中,傳熱速率、蒸發(fā)段和冷凝段對流傳熱系數(shù)以及總熱阻的不確定度分別為6.79%、7.12%、6.82%和6.80%。

2 結(jié)果與討論

2.1 不同傾角下THPCT 的強(qiáng)化傳熱性能

圖3 所示為傾角和加熱功率對THPCT 總熱阻減少率的影響。 由圖3 可知,總熱阻減少率基本上隨著傾角和加熱功率的增加而波動變化。

圖3 傾角對總熱阻減少率的影響Fig.3 Effect of inclination angle on the reduction rate of the overall thermal resistance

大多數(shù)情況下,SiC 和聚甲醛顆粒都能夠降低熱管的總熱阻,使傳熱得到強(qiáng)化,而玻璃珠顆粒卻使總熱阻升高,傳熱發(fā)生了惡化。 加入碳化硅和聚甲醛顆粒時,最大的總熱阻減少率分別為25.7%和39.4%,均在θ=30°和Q=100 W 時獲得。

一方面,熱管內(nèi)的固體顆粒主要分布在液池中。 液池受到沸騰汽泡的擾動,湍動程度加劇,導(dǎo)致了顆粒的流化。 而在流化后,顆粒會以剪切和碰撞的方式作用于加熱壁面,使流動與傳熱邊界層被破壞,使傳熱熱阻減小。 同時,顆粒直接和蒸發(fā)段的加熱壁面發(fā)生碰撞,還可以使汽化核心進(jìn)一步增加,使汽泡脫離壁面時半徑減小,加快汽泡的脫離,從而強(qiáng)化沸騰傳熱。 此外,大汽泡在流化顆粒的作用下,更易變?yōu)樾∑荨?而從液池中逃逸出的小汽泡可以減少液膜夾帶,可以使附著在壁面上的液膜變薄,減小傳熱阻力。 另一方面,顆粒加入后,顆粒床層也會增加流體的流動阻力,對液池中汽泡的運動有較大的阻礙,使沸騰傳熱過程的傳熱速率降低。 同時,在離開液池時,會出現(xiàn)較大的汽泡,增加液膜的夾帶量,使冷凝段傳熱阻力增加。

綜合對比實驗中的3 種顆粒,玻璃珠顆粒粒徑小,密度較低,沉降速度小,流化效果較好,對加熱壁面和邊界層的作用更強(qiáng),因此可以有效地強(qiáng)化蒸發(fā)段的傳熱,如圖4(c)所示。 而碳化硅和聚甲醛顆粒由于密度或尺寸較大,沉降速度高于玻璃珠顆粒,流化效果較差,因此在加入碳化硅顆粒后,蒸發(fā)段的傳熱增強(qiáng)效果并不如玻璃珠。 同時,沸騰傳熱由于汽泡從液池逸出時受到顆粒床層的阻礙而被抑制,因此,使得碳化硅和聚甲醛顆粒的加入在一些情況下惡化了蒸發(fā)段的傳熱,如圖4(a)和圖4(b)所示。

圖4 傾角對蒸發(fā)段增強(qiáng)因子的影響Fig.4 Effect of inclination angle on the enhancement factor of the evaporation section

然而,重力熱管的傳熱效果取決于蒸發(fā)段與冷凝段兩部分。 流化程度較好的玻璃珠顆粒,其床層對汽泡在液池中上升和逸出所形成的阻力較大;同時,由于其粒徑較小和密度較低,對蒸發(fā)段液池中上升汽泡的撞擊力和破壞程度也較小,不利于將大汽泡破碎成小汽泡,因此導(dǎo)致了較為嚴(yán)重的液膜夾帶,使附著在冷凝段表面的液膜進(jìn)一步變厚,使冷凝段的傳熱阻力增加,導(dǎo)致傳熱發(fā)生了惡化,如圖5(c)所示。 而碳化硅和聚甲醛顆粒由于密度或尺寸較大,有利于將大汽泡破碎成小汽泡,減輕液膜夾帶,強(qiáng)化冷凝段的傳熱,如圖5(a)和圖5(b)所示。 因此,在蒸發(fā)段和冷凝段的共同作用下,SiC 和POM 顆粒的加入基本上均可以降低總熱阻,強(qiáng)化傳熱,而玻璃珠顆粒的加入基本上增加了總熱阻,使傳熱發(fā)生了惡化。

圖5 傾角對冷凝段增強(qiáng)因子的影響Fig.5 Effect of inclination angle on the enhancement factor of the condensation section

2.2 操作參數(shù)對閉式重力熱管傳熱性能的影響

圖6 描述了加熱功率和傾角對總熱阻的影響?？偟膩碚f,TPCT 和THPCT 的總熱阻在4 個傾角下均隨著加入功率的增加而降低,但其程度不斷變小。 在同一加熱功率條件下,總熱阻基本上隨著傾角的增加而波動變化,最大值一般出現(xiàn)在傾角為30°時;但加熱功率增加后,4 個傾角所對應(yīng)的總熱阻之間的差異不斷變小。

圖6 傾角對閉式重力熱管總熱阻的影響Fig.6 Effect of inclination angle on the overall thermal resistance of the THPCT

總熱阻是蒸發(fā)段和冷凝段傳熱阻力的整體反映。 圖7 和圖8 所示分別為蒸發(fā)段對流傳熱系數(shù)和冷凝段對流傳熱系數(shù)隨著傾角的變化趨勢。

圖7 傾角對蒸發(fā)段對流傳熱系數(shù)的影響Fig.7 Effect of inclination angle on the convective heat transfer coefficient of the evaporation section

圖8 傾角對冷凝段對流傳熱系數(shù)的影響Fig.8 Effect of inclination angle on the convective heat transfer coefficient of the condensation section

如圖7 所示,蒸發(fā)段對流傳熱系數(shù)一般隨著加熱功率和傾角的增加而波動。 一方面,加熱功率增大后,蒸發(fā)段的壁面過熱度會增加,汽化核心增加,有利于液池的泡核沸騰。 液池內(nèi)汽泡的劇烈運動加劇了液池的湍流,有利于顆粒的流化,增強(qiáng)了相間作用,亦有利于強(qiáng)化傳熱。 另一方面,在加熱功率提高后,汽泡數(shù)量增多,導(dǎo)致汽膜于加熱壁面生成聚集,進(jìn)而增大了傳熱阻力。 同時,顆粒的流化也一定程度上阻礙了汽泡從液池的逸出,使沸騰傳熱過程阻力增加。 受以上兩方面因素的影響,加熱功率的增加導(dǎo)致蒸發(fā)段對流傳熱系數(shù)隨之波動變化。

在重力作用下,隨著傾角的增加,汽泡在液池中上升的浮升力減小,不利于汽泡從液池中逸出,進(jìn)而抑制了汽泡脫離壁面和泡核沸騰。 同時,汽泡傾向于附著在蒸發(fā)段左側(cè)加熱壁面(圖2)上,不易脫離,形成汽膜,從而增大了對流傳熱阻力。另一方面,隨著傾角的增加,蒸發(fā)段與冷凝段的高度差縮小,有利于蒸汽從蒸發(fā)段液池表面流向冷凝段,促進(jìn)汽泡從液池中逸出,促進(jìn)沸騰傳熱。 同時,傾角增加降低了蒸發(fā)段液池液位的豎直高度,汽泡更容易從蒸發(fā)段右側(cè)的加熱壁面(圖2)脫離,進(jìn)而促進(jìn)沸騰傳熱。 由于以上因素的影響,在傾角增大時,蒸發(fā)段的對流換熱系數(shù)隨之波動變化。

加熱功率增大使得冷凝段的對流傳熱系數(shù)增加,而傾角的增大卻使其波動變化,如圖8 所示。 此外,在不同的加熱功率下,基本上傾角為30°時冷凝段的對流傳熱系數(shù)最小。

加熱功率增加,單位時間內(nèi)產(chǎn)生的蒸汽量增大。 從液池到冷凝段的蒸汽流速增加,冷凝段的液膜受到更強(qiáng)的擾動,液膜內(nèi)部湍動程度增大,從而減小了冷凝段的傳熱阻力,強(qiáng)化了冷凝段的傳熱。

傾角的增大減小了冷凝段液膜回流的驅(qū)動力,液膜回流速率變小,使附著在冷凝段壁面上的液膜變厚,導(dǎo)致冷凝段傳熱阻力增大。 另一方面,如前所述,蒸發(fā)段與冷凝段的高度差隨傾角的增大而減小,因此降低了蒸汽從液池表面到冷凝段的流動阻力,促進(jìn)了蒸汽的流動,增強(qiáng)了對液膜的擾動,使冷凝傳熱阻力減小。 由于以上因素的影響,在傾角增大時,冷凝段的對流傳熱系數(shù)隨之波動變化。 圖9所示為閉式重力熱管內(nèi)壁溫的軸向分布,壁溫隨著傾角的增加而波動,進(jìn)一步反映了傾角對對流傳熱的影響。

圖9 傾角對THPCT 內(nèi)壁溫的影響Fig.9 Effect of inclination angle on the inner wall temperature of THPCT

圖10 所示為傾角和加熱功率對冷凝段與蒸發(fā)段熱阻比值的影響。 由圖10 可知,冷凝段的熱阻明顯高于蒸發(fā)段。 因此,由總熱阻所反映的傳熱性能變化趨勢與冷凝段對流換熱系數(shù)所反映的趨勢相似,如圖6 和圖8 所示。

圖10 冷凝段與蒸發(fā)段的熱阻比率Fig.10 Ratio of the thermal resistance of the evaporation section to that of the condensation section

在加熱功率增大時,熱阻比率在不同傾角下隨之減小,但減小的程度不斷下降。 在一定的加熱功率下,熱阻比率一般隨傾角的增加而波動,但不同傾角之間熱阻比率的差異隨加熱功率的增大而減小。 碳化硅和聚甲醛顆粒的加入降低了冷凝段與蒸發(fā)段的熱阻比率,而玻璃珠顆粒的加入提高了熱阻比率。 結(jié)合圖7、圖8 和圖10 可知,加熱功率和顆粒類型對冷凝段傳熱的影響更為顯著。

圖11 為總熱阻的三維等高線圖。 圖11 中描述了傾角、加熱功率和顆粒類型對總熱阻影響的變化規(guī)律,有助于確定三相閉式重力熱管的最適宜工藝參數(shù)范圍,指導(dǎo)工業(yè)實踐。

圖11 總熱阻隨操作參數(shù)變化的三維等高線圖Fig.11 3D contour map of the overall thermal resistance varying with operating parameters

3 結(jié)論

在不同的顆粒類型和加熱功率條件下,實驗探究了傾角對銅/水THPCT 傳熱性能的影響,并得到了以下結(jié)論。

(1)在不同的傾角下,SiC 和POM 顆粒均能明顯提高重力熱管的傳熱性能,其總熱阻減少率最大分別為25.7%和39.4%;玻璃珠顆粒惡化了重力熱管的傳熱。

(2)TPCT 和THPCT 的總熱阻均隨傾角的增加而波動。 加熱功率的增加導(dǎo)致總熱阻減小,但程度不斷下降。

(3)在傾角增大時,蒸發(fā)段和冷凝段的對流傳熱系數(shù)均隨之波動變化。 加熱功率對冷凝段傳熱過程的影響比蒸發(fā)段的更為顯著。 在大多數(shù)情況下,碳化硅或聚甲醛顆粒可以強(qiáng)化蒸發(fā)段和冷凝段的傳熱;玻璃珠顆?？梢暂^好地強(qiáng)化蒸發(fā)段的傳熱,但基本上惡化了冷凝段的傳熱。

(4)冷凝段的熱阻明顯高于蒸發(fā)段,對總熱阻產(chǎn)生了更大的影響。 在加熱功率增大時,蒸發(fā)段和冷凝段的熱阻比率在4 個傾角下均隨之不斷減小,但程度不斷降低。 熱阻比率一般隨傾角的增加而波動,但不同傾角之間的差異隨加熱功率的增大而減小。 碳化硅和聚甲醛顆粒的加入降低了熱阻比率,而玻璃珠顆粒的加入增加了熱阻比率。

(5)繪制了總熱阻隨操作參數(shù)變化的三維等高線圖。 在后續(xù)研究中將進(jìn)一步考察多尺度混合顆粒對THPCT 傳熱性能的影響,并使用CFD 中VOF模型和DPM 模型對THPCT 進(jìn)行數(shù)值模擬。