多支管并聯的分離型熱管回路傳熱特性實驗研究

(1 上海交通大學機械與動力工程學院 上海 200240； 2 上海核工程研究設計院 上海 200233)

分離型熱管可在有一定距離的蒸發段和冷凝段之間形成高效熱虹吸熱傳遞，主要由蒸發段、冷凝段和絕熱部分等組成[1]。運行過程中熱流體在蒸發段內受熱上升并向冷凝段轉移；從冷凝段冷凝的液體在重力作用下回到蒸發段，形成一個循環[2]，工質在蒸發段吸熱，冷凝段放熱，從而實現熱量的高效傳輸[3]。分離型熱管已廣泛應用于工業余熱回收、制冷與空調系統、太陽能熱水系統、微電子冷卻系統及核電站乏燃料水池等[4-7]領域。在實際應用中，考慮到結構的緊湊、安裝的方便及靈活布置等問題，常采用聯箱式換熱結構。

目前關于分離式熱管的傳熱流動特性的研究較多。易沖沖等[8-9]實驗研究了分別以氨和R134a為工質的單管回路，結果表明R134a的熱管回路傳熱能力略差于氨，但系統穩定性更好。M. M. Rahman等[10]實驗研究了微型并聯傳熱支管管內工質和蒸發段熱流密度對并聯系統工作性能的影響，結果表明，在相同熱流下使用乙醇工質得到的支管外表面溫度最低。劉姍姍等[11]實驗研究了7根由石英玻璃制成的并聯換熱管，并以甲醇為工質，研究了熱管內的復雜氣液兩相流型及加熱溫度和充液率對熱管內部整體傳熱性能的影響，結果表明，加熱溫度越高，管內流型波動越大，系統越難穩定，且以蒸發段體積計算最佳充液率約為90%。

近年來，關于分離式熱管在制冷與空調領域中的應用研究[12]也日益增多。金鑫等[13-14]以R134a為工質，實驗研究了傳熱溫差對熱管系統性能的影響，同時開發了分離式熱管基站，結果表明使用微通道分離式熱管基站能使節電率達到44.7%；陶潔[15]實驗研究了水流量、高差等對分離式熱管型空調EER的影響，結果表明當蒸發段和冷凝段溫差大于5 ℃、且高度差大于100 mm時熱管才能正常啟動工作；方貴銀等[16]建立了分離式熱管蓄冷空調實驗裝置，并研究了其充冷性能，結果表明使用分離式熱管蓄冷空調的能效比高于常規蓄冷空調系統，也更加穩定。

多管并聯換熱器內的流動阻力損失和兩相流動的特點等導致其在工作過程中會存在換熱不均，并聯支管換熱器內的流量分配均勻性和整體工作性能受工作介質種類、充液率、聯箱結構、工質流速及熱負荷等多因素影響。

現有文獻關于分離型熱管并聯支管間換熱不均勻性的研究較少，充液率受工作狀態、工質、熱管結構參數的影響較大，本文通過U型聯箱連結7根并聯支管換熱形成的回路，實驗研究了以R134a[9]為工質的熱管系統在不同充液率和水池散熱量下的傳熱特性，對各支管間不均勻性進行了分析。

1 實驗系統介紹

分離式熱管回路系統原理如圖1所示，蒸發段和冷凝段均由7根并聯換熱支管組成。在蒸發段每根支管上均勻布置9個溫度測點，每個測點間距為100 mm；冷凝段每根支管沿工質流動方向布置3個測點位置，測點間距為300 mm，每個測點位置布置2個熱電偶，分別位于各支管上部和下部。整個實驗回路共布置5個壓力測點，分別位于上聯箱、上升管入口和出口、下降管入口和出口。

實驗中蒸發段和冷凝段支管均采用φ12 mm×2 mm的無縫不銹鋼，聯箱和其它連接管路均采用φ25 mm×3 mm無縫不銹鋼管，部分結構的尺寸如圖2所示。蒸發段換熱支管外肋片厚度為0.2 mm，肋高為5 mm。

圖1 分離型熱管實驗系統原理Fig.1 The principle of the separated heat pipe experimental system

對于每個穩定的工況，水池對熱管的加熱功率等于冷凝側的換熱量：

(1)

假設蒸發段各支管表面的熱流密度均勻，且將管壁處理成平板導熱，則管內局部表面傳熱系數為：

(2)

2 實驗結果與分析

2.1 充液量對蒸發段支管傳熱性能的影響

實驗采用R134a作為熱管工質進行了7次充注，充液量分別為585.0、726.8、806.0、889.0、986.7、1 082.3 和1 192.0 g，以整個并聯熱管回路容積為基數，所對應的系統充液率分別為25.1%、31.1%、34.5%、38.1%、42.3%、46.4%、51.1%。

充液率為25.1%和51.1%時，熱管回路循環難以建立，導致模擬水池溫度不斷上升，如圖3所示。當充液量過小，蒸發段工質液位過低，管內氣相換熱區域過多，水池中的熱量無法被及時帶走，導致水池溫度不斷上升；當充液量過大，蒸發段和冷凝段難以保證處于高效的兩相換熱區域，熱管傳熱能力較低[17]。

圖3 充液率為25.1%和31.1%時水池溫度變化Fig.3 Pool temperature changes with time at liquid filling ratio of 25.1% and 31.1% respectively

圖4所示為不同充液率下的熱管工作性能。圖4(a)所示為水池發熱功率為1 680 W、冷凝溫度為20 ℃ 時，模擬水池和管內蒸發溫度隨系統充液率的變化。水池溫度隨充液率的增大而先減小后增大，蒸發溫度整體變化趨勢較小。水池溫度的變化表明熱管的傳熱能力在不同充液率下有所不同。

圖4 不同充液率下的熱管工作性能Fig.4 Heat pipe work performance under different filling ratios

圖5 不同加熱功率下的熱管工作性能Fig.5 Heat pipe work performance under different heating power

因蒸發段各支管間流動與傳熱的不均勻性，以中間支管4作為整理數據的基準[18]。最佳充液率應為相變傳熱所占比例最大時，當外部工況相同時可以傳熱系數作為指標[17]。圖4(b)所示為支管的局部傳熱系數隨充液率的變化。由圖可知，分離式熱管存在一個最佳充液率，約為42.3%。當充液率為31.1%時，管內表面傳熱系數沿程變化較小，因在該充液率和加熱功率下，冷凝液在進入蒸發段各支管前已在聯箱內達到飽和且以飽和狀態分配到各支管。

本文得到的最佳充液率穩定在約42.3%，與易沖沖等[8]的實驗結果有部分重疊，但其實驗工質為氨，最佳充液率區間隨工況變化浮動較大，這與文獻[9]的結論一致。

2.2 加熱功率對蒸發段支管傳熱性能影響

當充液率為42.3%時，水池內分離式蒸發段并聯支管在不同加熱功率下的工作性能如圖5所示。由圖5(a)可知，水池溫度和管內蒸發溫度均隨加熱功率的上升而增加。因為加熱功率越大，熱管的循環工質量增多，熱管與池水所需的傳熱溫差需保持在合理水平。圖5(b)所示為以中間支管4數據獲得的管內表面傳熱系數隨水池加熱功率的變化。可知沿程的內表面傳熱系數隨加熱功率的增大而增大，高熱流密度將導致蒸發段管內沸騰形式更加劇烈[17]。

2.3 蒸發段并聯支管傳熱性能對比

圖6所示為當充液率為42.3 %、水池內加熱功率為1 680 W時，蒸發段各支管壁溫和內表面傳熱系數隨其高度的變化。由圖6(a)可知，各支管壁溫呈現先減小后增大的趨勢，且壁溫開始上升的高度不同。支管底部工質主要為單相液體區，隨著流動換熱進行，管內工質達到兩相狀態，對流換熱能力較強；在換熱支管頂部，當管內氣體體積分數達到某一臨界值時，單相換熱特征明顯，管內換熱能力下降。

圖6 蒸發段各支管傳熱性能對比Fig.6 Comparison of heat transfer performance in parallel evaporating sections

支管1沿程溫度維持較低水平且無明顯上升，主要因支管1的進出口分別接近進出口聯箱的進口和出口，所以支管1的進出口兩端壓差較大，管內流量充沛，易于維持較長的兩相區域。支管2壁溫上升的位置明顯高于支管3～7，原因與支管1相似，兩相液面位置較高。支管3～7內的壁溫沿程變化差異較小，因進口聯箱的后半段工質流量逐漸減少，使各支管間的入口壓力和質量流量差異較小。

由圖6(b)可知，各支管的內表面傳熱系數在其高度方向上整體均呈先增大后減小的趨勢，且各支管間傳熱性能不一致。支管1換熱能力最強，其內表面最大傳熱系數為1 758.7 W/(m2·K)，支管2次之,而支管7管內的最大傳熱系數僅為1 043.8 W/(m2·K)。出現差異的原因與各支管內流量分配相關，因此各支管內的制冷劑出口干度、換熱能力等存在差異性。

2.4 冷凝段并聯支管傳熱性能的分析

圖7 冷凝段各支管傳熱性能分析Fig.7 Analysis of heat transfer performance of condenser section heat pipes

圖7所示為充液率為42.3 %、水池加熱功率為1 680 W時，冷凝段各支管壁溫的變化。由圖7(a)可知，各支管上側的壁溫沿程變化較小且有微小上升趨勢，而下側的壁溫沿程變化相對較大，且沿工質流動方向逐漸減小。因在該充液率下，冷凝段各水平支管內上方多為氣體區，氣體本身與管壁換熱能力較低，但部分壁面為冷凝換熱面。由于重力作用，冷凝液膜主要分布在各水平支管的下側，故下側與管壁換熱較多，溫度下降較快。

由圖7(b)可知，隨冷凝液膜的厚度逐漸增加，周向溫差沿工質的流動方向越來越大。冷凝段各支管的周向溫差也存在明顯差異，支管1的沿程周向溫差最大，因其流量較大；支管2、3的下側壁溫下降也相對較快，但周向溫差變小，主要因進入到支管2、3的蒸汽含濕量相對支管1較大，有更多的換熱面冷凝換熱占主導，故周向溫差減小。支管4～7的壁溫差異性較小，因冷凝段支管分配特性，各支管間的進口壓力和流量差異減小。

3 結論

本文以被加熱的水池為模擬熱源，實驗研究了以R134a為熱管工質，且蒸發段和冷凝段均有7根并聯換熱支管的分離式熱管，得到如下結論：

1) 在實驗工作條件下(冷凝溫度為20 ℃，管壁熱流密度為4～15 kW/m2)，系統最佳充液率為42.3%；在此充液率下，水池加熱功率從780 W增至2 560 W時，水池溫度、熱管蒸發溫度和管內傳熱系數均隨水池發熱功率的升高而增大。

2) 當充液率為42.3%，水池加熱功率為1 680 W時，蒸發段各支管的局部換熱能力整體沿其高度先增大后減小；并聯各支管的流量分配出現不均勻現象，且換熱能力存在較大差異，其中最靠近冷凝液來流方向的支管1質量流量最大，換熱能力最強，鄰近的支管2次之。

3) 當充液率為42.3%，水池加熱功率為1 680 W時,冷凝段并聯各支管的周向溫差沿工質流動方向逐漸增大；同蒸發段類似，冷凝段各支管內的流量分配和換熱能力存在差異性，其中靠近蒸汽來流方向的支管1質量流量較大，換熱能力較強。