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(青島大學 機電工程學院，山東 青島 266071)

水平布管重力型分離式熱管實驗研究

周溫泉，任杰，田曉亮，劉瑞璟，王兆俊，王偉

(青島大學 機電工程學院，山東 青島 266071)

為了研究水平布管重力型分離式熱管在空調(diào)余熱回收領域的應用，本文設計了分離式熱管的實驗裝置，進行了充液率的實驗研究，并借助紅外熱力成像儀，首次應用圖像可視化分析了不同充液率條件下熱管蒸發(fā)器的工作狀態(tài)。研究結果表明：熱管的換熱量隨充液率的不同而發(fā)生變化，最佳充液率為45%～52%。通過能效比分析，最佳充液率時其能效比能達到8.4，表明水平布管重力型分離式熱管節(jié)能效果顯著，具有推廣價值。

空調(diào)余熱；水平布管；重力型分離式熱管；換熱量；充液率；可視化；能效比

0 引言

空調(diào)是現(xiàn)代建筑物的主要能耗之一,其節(jié)能性越來越受到人們的關注。把空調(diào)房間的熱量排放到大氣中既造成環(huán)境的熱污染,又白白地浪費了熱能。在建筑物的空調(diào)負荷中,新風負荷一般占20%～30%[1]。利用排風中的余冷或余熱來處理新風,可以減少處理新風所需的能量, 降低機組負荷，提高空調(diào)系統(tǒng)的經(jīng)濟性。使用排風熱回收裝置,可以在節(jié)能的同時增加室內(nèi)的新風量,提高室內(nèi)空氣質量。

熱管由于具有傳熱系數(shù)大、熱傳遞速度快、結構簡單等特點，近年來在余熱回收領域得到了廣泛應用[2-10]。重力式熱管技術成熟，應用最為普遍。重力型分離式熱管是在重力式熱管基礎上改進而成的，其在空間布局上可根據(jù)需要靈活地布置熱管的蒸發(fā)器和冷凝器，可實現(xiàn)遠距離傳輸熱量，只需要冷凝器的安裝位置高于蒸發(fā)器的安裝位置。重力型分離式熱管完全可以應用到空調(diào)余熱回收領域。目前唐志偉等[11-14]對豎直排管型的重力型分離式熱管的充液率、運行特性等做了大量試驗研究，王愛輝等[15]對重力式熱管空調(diào)機組的運行特性進行了試驗研究，金鑫等[16]對分離式熱管空調(diào)的性能進行了實驗研究，而對水平排管式的重力型分離式熱管研究還很少。本文所研究的重力型分離式熱管，其換熱器的結構布置方式為水平排管型，多排管由上、下集氣管并聯(lián)而成。

本文設計了一個試驗裝置， 采用R134a為工質，研究在常溫、10℃溫差條件下工作的重力型分離式熱管的性能。在不同充液率條件下，實測了蒸發(fā)器進、出風溫差，計算出蒸發(fā)器的換熱量，進而算出熱管的能效比，并首次利用紅外熱力成像儀拍攝了不同充液率下蒸發(fā)器管表面的溫度分布照片，根據(jù)實驗結果確定了最佳充液率。

1 實驗裝置及原理

1.1 實驗裝置

重力型分離式熱管實驗裝置由室內(nèi)蒸發(fā)器和室外冷凝器兩部分組成， 蒸發(fā)器和冷凝器之間通過蒸汽上升管和液體下降管連通， 形成自然循環(huán)回路。圖1所示為重力型分離式熱管試驗臺。冷凝器出口高于蒸發(fā)器出口0.55 m，以克服管內(nèi)工質的流動阻力損失。共布置有12個測溫點，其中蒸發(fā)器進、出風面和冷凝器進風面各4個。采用鉑電阻Pt1000(二線制，精度A級)與1臺Agilent 34970A 數(shù)據(jù)采集儀將溫度信號接入PC 進行記錄與處理, 測溫精度為A級。風速由熱線風速儀測量，其測量精度為1級。蒸發(fā)器出口裝有壓力表。液體下降管低位裝有充液閥。

本實驗的蒸發(fā)器和冷凝器由紫銅盤管和鋁質平板套片組成,兩者之間通過脹管來連接。垂直氣流方向每排水平布置12根管,沿氣流方向為4排管,單管長360 mm，直管段之間由180°彎頭連接而形成通路。管間距25 mm，錯排布置，管徑Φ9.52×0.2，翅片間距為2 mm，翅片厚0.15 mm。4排管由上、下集管并聯(lián)連接。蒸汽上升管內(nèi)徑為14 mm，液體下降管內(nèi)徑為8 mm，長度均為2 m，實驗時均被海綿保溫管包裹，以減少熱量損失。實驗時蒸發(fā)器和冷凝器分別放入兩個控制室內(nèi)，控制室內(nèi)的溫度通過空調(diào)調(diào)節(jié)，使得蒸發(fā)器和冷凝器的進風溫差達到10℃左右。

圖1 水平布管重力型分離式熱管試驗臺Fig.1 The test bench of horizontal-pipe gravitational separate heat pipe

1.2 實驗原理

本文定義的充液率為充液量與熱管系統(tǒng)(包括蒸發(fā)器、冷凝器和連接管)的容積之比。本實驗裝置熱管系統(tǒng)一共可充注3.2 kg的R134a制冷工質，實驗過程從充注0.9 kg工質開始，逐漸充注，每個充液率工況下運行至少1小時的時間，以使熱管達到穩(wěn)定運行狀態(tài)。測得風速為1.4 m/s。

蒸發(fā)器的換熱量Q

Q=ρvAcpΔt

(1)

式中ρ——空氣密度/kg·m-3;

V——風速/m·s-1;

A——風道截面積/m2;

cp——空氣定壓比熱容/kJ·kg-1·℃-1;

Δt——蒸發(fā)器進出風空氣溫差/℃。

2 試驗數(shù)據(jù)及分析

實驗測得了室內(nèi)外溫差10℃情況下充液量為0.9 kg、1.1 kg、1.3 kg、1.45 kg、1.6 kg、1.75 kg、1.9 kg條件下的蒸發(fā)器進、出風空氣溫差，并代入公式(1)中求得蒸發(fā)器的換熱量，轉化為充液率與換熱量的關系如圖2所示。

圖2 換熱量與充液率的關系Fig.2 Relationship betweenheat exchange and filling rate

較低充液量時，以充液量1.1 kg為例，此時充液率為34.4%，換熱量為357 W。從表1可以看出，第1、2、4排管的測溫點a、b、c和第3排管的測溫點a、b、c、d溫度均在19.4℃左右，而第1、2、4排管的測溫點d、e、f和第3排管的測溫點e、f溫度突然增加到21.6℃～23.8℃之間，說明此工作狀態(tài)下熱管工質的飽和溫度為19.4℃左右，管表面溫度為21.6℃～23.8℃的管內(nèi)流動的已經(jīng)是過熱蒸汽。因此在蒸發(fā)器底部由于相變吸熱，局部吸熱量大，故蒸發(fā)器該部位進出風空氣溫差大，傳熱性能好。而在蒸發(fā)器上部，管內(nèi)均為過熱蒸汽，該部位成為過熱段，無相變吸熱過程，使得傳熱系數(shù)和傳熱性能均降低。故該充液率時不符合熱管的最佳工作要求。

表1 充液量1.1 kg時蒸發(fā)器管壁表面溫度

注：蒸發(fā)器管壁表面測溫點位置及管排標記見圖1

圖2中換熱量最高時為504 W，此時充液量1.6 kg，充液率為50%，從表2可以看出，蒸發(fā)器管壁表面溫度分布均勻，在19.4℃左右，此時各管內(nèi)均發(fā)生相變吸熱過程，蒸發(fā)器整體處于相變區(qū)，進出風溫差較大而且均勻，蒸發(fā)器換熱量大，傳熱性能好，符合熱管的最佳工作要求。最佳充液率時蒸發(fā)器的整體均處于相變換熱區(qū)域。從圖2可以看出最佳充液率范圍在45%～52%之間。

表2 充液量1.6 kg時蒸發(fā)器管壁表面溫度

注：蒸發(fā)器管壁表面測溫點位置及管排標記見圖1

本次試驗最高充液量為1.9 kg，充液率為59.4%，此種運行工況時，蒸發(fā)器底部管路內(nèi)已經(jīng)為過冷液體，同樣冷凝器底部管路出現(xiàn)積液，無相變換熱過程，減少了換熱器的有效換熱面積，蒸發(fā)器整體換熱量比最佳充液率時下降25.7%之多。如果繼續(xù)增加充液率，換熱量會繼續(xù)下降，當充液率達到一定值時，蒸發(fā)器只處于液相區(qū)，重力型分離式熱管將無法工作。

3 可視化分析

試驗過程中利用紅外熱力成像儀拍照了不同充液率下蒸發(fā)器管表面溫度分布圖片，如圖3所示。從圖中可以看出，對于該重力型分離式熱管，由于充液率的不同，會引起蒸發(fā)器管壁溫度分布的明顯變化，這將直接影響熱管的工作狀態(tài)及換熱效率。下面分別以充液量1.1 kg、1.6 kg為例進行分析。

圖3中充液量為1.1 kg的圖片顯示：第1、2、4排管的下面5根管和第3排管的下面7根管顯示為黑色管路，溫度較低，表明蒸發(fā)器該區(qū)域為相變吸熱區(qū)域；第1、2、4排管的上面7根管和第3排管的上面5根管顯示為高亮管路，溫度較高，表明蒸發(fā)器該區(qū)域管內(nèi)為過熱蒸汽，無相變吸熱。因此在蒸發(fā)器底部由于相變吸熱，局部吸熱量大，而在蒸發(fā)器上部，管內(nèi)均為過熱蒸汽，無相變吸熱過程，使得傳熱系數(shù)和傳熱性能均降低。

圖3中充液量為1.6 kg，即充液率為50%的圖片顯示：蒸發(fā)器所有管路均顯示為黑色，管壁表面溫度分布均勻。此時各管內(nèi)均發(fā)生相變吸熱過程，蒸發(fā)器整體處于相變區(qū)，換熱量大，傳熱性能好。

圖3 不同充液量下蒸發(fā)器管表面溫度分布Fig.3 Wall temperature of evaporator at different filling amounts

4 節(jié)能性分析

能效比是在額定工況和規(guī)定條件下，空調(diào)進行制冷運行時實際制冷量與實際輸入功率之比。能效比越大說明越節(jié)能。本文中熱管的能效比(COP)即為熱管的換熱量與輸入功率之比。本實驗熱管系統(tǒng)的輸入功率P為60 W。

熱管系統(tǒng)的COP為

COP=Q/P

(2)

式中Q——熱管換熱量/W;

P——輸入功率/W。

圖4 COP與充液率的關系Fig.4 Relationship between cop and filling rate

圖4為熱管系統(tǒng)COP與充液率的關系圖。從圖中可以看出，充液率在28%～60%范圍內(nèi)，熱管系統(tǒng)COP均可達到5以上，當在最佳充液率工況下運行時，熱管系統(tǒng)的COP可以達到8.4，而一般空調(diào)的能效比在2.8～3.4之間，從能效比來分析，較大范圍內(nèi)充液率工況下，該水平布管重力型分離式熱管都比空調(diào)要節(jié)能得多，值得在空調(diào)余熱回收領域大力推廣。

5 結論

(1)充液率是影響分離式熱管換熱器傳熱效果的重要因素，通過實驗研究，得到了水平布管重力型分離式熱管的換熱量隨充液率的變化關系，其最佳充液率確定為45%～52%之間。

(2)首次利用紅外熱力成像儀拍攝的圖像可視化分析了不同充液率下水平布管重力型分離式熱管蒸發(fā)器的運行狀態(tài)，圖像中清晰的顯示了蒸發(fā)器相變換熱區(qū)域和過熱區(qū)域的分布。

(3)最佳充液率時熱管的蒸發(fā)器和冷凝器整體處于相變換熱區(qū)域，此時熱管換熱量較大；低充液率時熱管內(nèi)工質有相當一部分處于過熱蒸汽或過冷液體狀態(tài)換熱，此時熱管換熱量較低；高充液率時蒸發(fā)器底部和冷凝器底部不處于相變換熱區(qū)，影響換熱器的傳熱性能，此時換熱量也較低。

(4)本實驗所有充液率條件下，熱管能效比均達到5以上，最佳充液率時，水平布管重力型分離式熱管的能效比可以達到8.4，從節(jié)能性方面來說，此種熱管比普通空調(diào)節(jié)能得多，可以在空調(diào)余熱回收領域大力推廣。

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ExperimentalStudyofHorizontal-pipeGravitationalSeparateHeatPipe

ZHOU Wen-quan, REN Jie，TIAN Xiao-liang,LIU Rui-jing,WANG Zhao-jun, WANG Wei

(College of Mechanical & Electronic Engineering, Qingdao University, Qingdao 266071,China)

In this paper, experiments are conducted to study filling rates of horizontal-pipe gravitational separate heat pipe based on the device of separate heat pipes designed by ourselves, in order to study the gravitational separate heat pipe applications in the field of air-conditioning waste heat recovery. With the help of the infrared thermal imager, the evaporator working conditions are analyzed visually in different filling rates for the first time. The experimental results show that heat exchange changes with different filling rates. In this condition, the optimum filling rate is from 45% to 52%. The energy efficiency ratio is 8.4 in the optimum filling rate. It shows that the energy saving effect of horizontal-pipe gravitational separate heat pipe is remarkable,which is worth promoting.

air conditioning waste heat; horizontal pipes; gravitational separate heat pipe; heat exchange; filling rate; visualization; energy efficiency ratio

2013-07-23修訂稿日期2013-10-14

周溫泉(1987～)，男，碩士研究生，主要研究方向為高效節(jié)能技術。

TK172.4

A

1002-6339 (2014) 02-0190-03