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(guó)的Grover[1]提出,他指出熱管的導(dǎo)熱率遠(yuǎn)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(dòng)力的多孔介質(zhì)毛細(xì)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(hù)[5-6]、聚光太陽(yáng)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(lái),為滿足一些特殊應(yīng)用場(chǎng)景的換熱需求,如在核反應(yīng)堆、太陽(yáng)能中高溫利用系統(tǒng)中應(yīng)用時(shí),熱管通常具有較大的長(zhǎng)徑比。然而,對(duì)于內(nèi)部工質(zhì)室溫下為固態(tài)的大型高溫?zé)峁艿膯?dòng)與穩(wěn)態(tài)傳熱過(guò)程,是一個(gè)固—液—汽三相耦合的轉(zhuǎn)變過(guò)程,期間可能受到各種因素的干擾而導(dǎo)致啟動(dòng)失敗或者出現(xiàn)管壁過(guò)熱導(dǎo)致熱管無(wú)法穩(wěn)定工作[10]。當(dāng)大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁苓\(yùn)行時(shí),冷凝段的液體需要經(jīng)歷較長(zhǎng)路徑才能回流至蒸發(fā)段,因此液體壓降加大,而且當(dāng)熱管管徑較小時(shí),汽-液界面的逆向流動(dòng)阻力增大,更容易觸發(fā)一系列傳熱極限[11]。因此有必要對(duì)大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁懿煌r下的傳熱性能進(jìn)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(wú)縫鋼管[12],這為探究熱管內(nèi)部流動(dòng)傳熱機(jī)理帶來(lái)了很多困難,因此目前針對(duì)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(cè)試2個(gè)方向。Tian等[13]對(duì)長(zhǎng)2 m,長(zhǎng)徑比約為67的絲網(wǎng)芯鈉熱管的傳熱極限進(jìn)行了試驗(yàn)研究,討論了實(shí)驗(yàn)結(jié)果與其他學(xué)者提出的熱管各傳熱極限經(jīng)驗(yàn)公式之間的差異。結(jié)果發(fā)現(xiàn),毛細(xì)極限受充液率的影響較小;連續(xù)流動(dòng)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(dòng)特性,發(fā)現(xiàn)熱管在特定的加熱功率下會(huì)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(fù)傾角(-15°,-10°)未出現(xiàn)該現(xiàn)象。余清遠(yuǎn)等[15]對(duì)鈉熱管在不同工況下的傳熱特性進(jìn)行了模擬,并開(kāi)展試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)果發(fā)現(xiàn):熱管水平放置時(shí),溫度模擬值與實(shí)驗(yàn)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?yàn)樗綍r(shí)冷凝段存積部分液鈉導(dǎo)致過(guò)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(dòng)壓降和速度減小,而液鈉在絲網(wǎng)芯中的流動(dòng)規(guī)律剛好相反。Teng等[16]對(duì)高溫鈉熱管在搖擺工況下的傳熱性能進(jìn)行了試驗(yàn)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(yùn)行時(shí),溫度出現(xiàn)小幅度周期性波動(dòng)。

目前,對(duì)于高溫?zé)峁艿拈L(zhǎng)徑比(軸向長(zhǎng)度與外徑的比值L/D)尚無(wú)明確的界定范圍。因此,本研究中首先明確了熱管以長(zhǎng)徑比大小為分類標(biāo)準(zhǔn)的定義,即軸向長(zhǎng)度大于1 m,長(zhǎng)徑比大于50的熱管即為大長(zhǎng)徑比熱管。針對(duì)大長(zhǎng)徑比熱管的研究目前主要集中于常溫重力熱管[17-19],對(duì)大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁軅鳠崽匦缘难芯旷r有報(bào)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?dòng)及傳熱特性與常溫?zé)峁芫哂忻黠@不同,特別是堿金屬工質(zhì)在高溫?zé)峁軉?dòng)過(guò)程中經(jīng)歷的固液汽三相變化遠(yuǎn)比常溫?zé)峁軓?fù)雜,大長(zhǎng)徑比常溫?zé)峁艿倪\(yùn)行規(guī)律無(wú)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(duì)一種較大長(zhǎng)徑比的高溫?zé)峁苓M(jìn)行試驗(yàn)研究,為其在核能發(fā)電、太陽(yáng)能熱利用等新能源領(lǐng)域的應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 試驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)搭建的大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁軅鳠嵝阅軠y(cè)試平臺(tái)如圖2所示,整個(gè)系統(tǒng)主要由高溫?zé)峁?、變功率加熱系統(tǒng)、溫度測(cè)量與采集系統(tǒng)、傾角調(diào)節(jié)裝置等幾個(gè)部分組成。熱管蒸發(fā)段采用分段式電加熱爐來(lái)模擬大長(zhǎng)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(hào)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(cè)量?jī)x顯示,型號(hào)為PM9800,測(cè)量電壓為5～600 V,測(cè)量電流為5 mA～20 A,最大負(fù)載12 kW,精度為±0.5%。

圖2 試驗(yàn)流程圖與試驗(yàn)臺(tái)的搭建

測(cè)溫系統(tǒng)由測(cè)溫線簇、數(shù)據(jù)采集儀和計(jì)算機(jī)組成。測(cè)溫線簇由多根Ⅰ級(jí)K型熱電偶組成,絲徑0.8 mm,精度為0.4%,可承受長(zhǎng)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(hào)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(jìn)行自然對(duì)流與輻射散熱。

試驗(yàn)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(jiàn)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(píng)價(jià)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與試驗(yàn)流程準(zhǔn)確性的可靠評(píng)估方法。試驗(yàn)中熱管參數(shù)的計(jì)算均基于直接測(cè)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(lái)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(cè)點(diǎn)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(cè)量?jī)x確定。其誤差來(lái)源于調(diào)壓器(±0.3%)與電參數(shù)測(cè)量?jī)x(±0.5%),因此加熱功率的不確定度在±0.8%。

1.3 熱管測(cè)溫點(diǎn)布置

圖3所示為大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁鼙诿鏈y(cè)溫點(diǎn)分布,熱管壁面布置13個(gè)溫度測(cè)點(diǎn),并按從底部到頂部的順序依次編號(hào)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(gè)熱電偶,對(duì)應(yīng)的熱電偶為T1～T5;絕熱段共布置2個(gè)熱電偶,對(duì)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(cè)點(diǎn);冷凝段共布置4個(gè)熱電偶,對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)為T10～T13。

圖3 鈉熱管外壁測(cè)點(diǎn)分布

2 熱管傳熱性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

由于測(cè)試的高溫?zé)峁茌S向長(zhǎng)度較大,因此散熱損失不可避免,將熱管實(shí)際傳熱功率記為Q,單位為W,其計(jì)算公式為Q=Q1-Q2,其中Q1為電加熱爐的實(shí)際輸入功率,通過(guò)電參數(shù)測(cè)量?jī)x獲得;Q2為絕熱段的散熱損失,計(jì)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(yùn)行時(shí)的熱阻R是衡量大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁懿煌r下穩(wěn)態(tài)傳熱性能的重要指標(biāo)。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(jì)算:

(3)

(4)

(5)

式(3)—式(5)中:Twe為熱管蒸發(fā)段外壁面各測(cè)溫點(diǎn)的均值,℃;Tv為熱管的工作溫度,此處取熱管絕熱段各測(cè)溫點(diǎn)的均值,℃;Twc為熱管冷凝段外壁面各測(cè)溫點(diǎn)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(yàn)結(jié)果及分析

3.1 大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁艿臏囟软憫?yīng)

本文中試驗(yàn)時(shí)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(yùn)行,即30 min內(nèi)各測(cè)點(diǎn)溫度變化不超過(guò)1℃時(shí),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(duì)應(yīng)熱通量分別為36 189.9、45 237.4、54 284.9 W/m2。每組試驗(yàn)完成后,待試驗(yàn)系統(tǒng)完全冷卻,調(diào)節(jié)傾角開(kāi)展下一組試驗(yàn)。圖4展示了2種充液率熱管部分測(cè)點(diǎn)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(yàn)條件下均可正常啟動(dòng),從開(kāi)始加熱至達(dá)到穩(wěn)態(tài)的時(shí)間均顯著長(zhǎng)于常規(guī)尺寸高溫?zé)峁躘20],主要原因在于管徑小、長(zhǎng)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(guò)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(duì)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(duì)熱管的性能具有顯著的影響,后文將進(jìn)一步分析。

3.2 傾角對(duì)熱管傳熱性能的影響

圖5展示了大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁茉?.5 kW輸入功率條件下,不同傾角工作時(shí)的軸向溫度分布,從圖5中可以看出,傾角對(duì)大長(zhǎng)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(shí)出現(xiàn)了傳熱惡化,因此圖5中標(biāo)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(dá)更為清楚。

圖6展示了大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁茉谳斎牍β?.5 kW時(shí)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(wú)較大變化,而蒸發(fā)段熱阻隨傾角的增大而逐漸減小,說(shuō)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(shì)則正好相反,主要原因?yàn)槔淠文Y(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(shuō)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(lái)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(shí)的熱阻隨傾角的變化

3.3 輸入功率對(duì)大長(zhǎng)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(shí),總熱阻出現(xiàn)較大增大的現(xiàn)象,主要原因?yàn)樵谠摷訜峁β氏聼峁苓_(dá)到了毛細(xì)極限,熱管蒸發(fā)段出現(xiàn)干涸?？傮w上來(lái)說(shuō),兩只熱管的傳熱性能都隨著輸入功率的增大而增強(qiáng),這說(shuō)明,當(dāng)工程應(yīng)用中遇到一定范圍內(nèi)的熱沖擊時(shí),高溫?zé)峁芸梢院芎玫剡m應(yīng)熱負(fù)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(shuō)明的是,15%充液率的熱管在15°傾角下因達(dá)到熱管的毛細(xì)極限,因此導(dǎo)致其無(wú)法在該傾角下正常運(yùn)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(wú)法承受3.0 kW的試驗(yàn)加熱功率。因此,上述工況下的熱管熱阻未能標(biāo)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(zhǎng)徑比高溫?zé)峁茉谙嗤訜峁r下的傳熱性能差異。整體來(lái)看,15%充液率熱管為本試驗(yàn)條件下的最佳充液率,熱管對(duì)傾角的適應(yīng)性更好,但熱管在小傾角(15°、30°)放置時(shí)易達(dá)到毛細(xì)極限而無(wú)法正常工作。

試驗(yàn)中還發(fā)現(xiàn),3.0 kW條件下,對(duì)于15%充液率的高溫?zé)峁?較低傾角時(shí)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(shí)出現(xiàn)傳熱惡化,主要表現(xiàn)為蒸發(fā)段出現(xiàn)過(guò)熱點(diǎn)而無(wú)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(shí)已經(jīng)出現(xiàn)了蒸發(fā)段T1點(diǎn)溫度明顯高于其他測(cè)點(diǎn)溫度。同樣情況對(duì)于25%充液率熱管則出現(xiàn)在高傾角(60°、75°及90°)時(shí),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(diǎn)過(guò)熱度隨傾角逐漸升高。

4 結(jié)論

本文中針對(duì)2種不同充液率規(guī)格(15%、25%)、且長(zhǎng)徑比均為150的大長(zhǎng)徑比高溫鈉熱管,開(kāi)展了其在不同傾角與加熱功率下的傳熱性能試驗(yàn)研究,得出結(jié)論如下。

1) 2根熱管從室溫啟動(dòng)時(shí)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(shí)傳熱性能降低,充液率為15%的熱管工作傾角較小時(shí)易達(dá)到毛細(xì)極限,且達(dá)到毛細(xì)極限時(shí)的最大傳熱量隨傾角的增大有相應(yīng)提高。因此大長(zhǎng)徑比高溫?zé)峁艿脑O(shè)計(jì)應(yīng)綜合考慮現(xiàn)場(chǎng)工況的布置及最大熱負(fù)荷要求作進(jìn)一步優(yōu)化。

2) 工作傾角對(duì)大長(zhǎng)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(zhǎng)徑比高溫?zé)峁芫邆漭^好的抗熱沖擊的能力。