基于換熱器流動(dòng)的重力型環(huán)路熱管設(shè)計(jì)與分析

基于換熱器流動(dòng)的重力型環(huán)路熱管設(shè)計(jì)與分析

0熱管性能與充注量制藥、制藥、食品加工行業(yè)的生產(chǎn)通常需要高溫消毒技術(shù)。該工藝要求將產(chǎn)品快速升溫，保溫之后使用制冷系統(tǒng)提供的冷卻水冷卻至室溫來滅菌。此過程同時(shí)使用了大量的熱量與冷卻水，既不節(jié)能亦不環(huán)保還不具備經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢(shì)。對(duì)滅菌時(shí)的高溫產(chǎn)品進(jìn)行余熱回收可以有效提高經(jīng)濟(jì)效益為了確定熱管系統(tǒng)對(duì)熱量的回收、運(yùn)輸能力Chaudhry等對(duì)于重力型熱管，熱管充注量是影響熱管性能的重要因素。魏新利等熱管的方向與重力的強(qiáng)度對(duì)熱管性能會(huì)產(chǎn)生不可忽視的影響。Engin等熱管不同空間結(jié)構(gòu)與傾角，工質(zhì)種類及循環(huán)狀態(tài)相互耦合會(huì)對(duì)換熱造成極大影響，在一些極端情況下甚至?xí)Ｖ箵Q熱。因此，設(shè)計(jì)實(shí)用的熱管結(jié)構(gòu)、確定合理的工質(zhì)充注量、確定最好的傾斜角度對(duì)工業(yè)節(jié)省投資成本、節(jié)約能源具有重要的意義。同樣充注比例在不同熱管結(jié)構(gòu)下熱管的換熱面積不甚相同。對(duì)某一熱管，充注量遞增時(shí)，換熱面積增加規(guī)律變化也會(huì)引起換熱規(guī)律變化的差異，因此研究熱管相變面積對(duì)換熱的影響具有很大意義。但因熱管封閉難以觀察換熱面積，而且即使是可視化實(shí)驗(yàn)也面臨蒸發(fā)時(shí)液體脈動(dòng)造成換熱面積快速變化難以測(cè)量的問題。故本文采用估計(jì)液位的時(shí)均值來計(jì)算換熱的時(shí)均換熱面積，探索換熱面積對(duì)環(huán)路熱管換熱的影響。本文提出了一種由套管式蒸發(fā)器與冷凝器平行錯(cuò)位放置的新型熱管系統(tǒng)。該系統(tǒng)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，換熱高效，可用于回收工業(yè)制造業(yè)余熱。通過研究熱管系統(tǒng)在不同傾斜角、進(jìn)口溫度、充注工質(zhì)下熱管的熱管換熱量，傳熱系數(shù)與相變有效面積的關(guān)系，找到了不同傾斜角、不同相變有效面積、不同進(jìn)口溫度情況下?lián)Q熱效率變化的規(guī)律。1實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和方法1.1傳感器的布置實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1(a)所示。實(shí)驗(yàn)裝置包括平行放置蒸發(fā)器與冷凝器的熱管、完成外部循環(huán)的液體輸運(yùn)管路、恒溫水箱裝置和流量計(jì)以及溫度測(cè)量系統(tǒng)。熱管模型如圖1(b)所示，蒸發(fā)器內(nèi)管采用外徑35mm內(nèi)徑33mm的銅管，外管采用內(nèi)徑60mm長度950mm的銅管。銅管均進(jìn)行表面處理，酸洗，拋光，鈍化處理。內(nèi)管與外管平行放置，使兩圓管的軸心重合在一條直線上。冷凝器采用相同方式設(shè)計(jì)。將蒸發(fā)器與冷凝器平行放置，同方向兩底面錯(cuò)開130mm后采用兩根垂直于蒸發(fā)器和冷凝器，內(nèi)徑20mm長度90mm的銅管連接。銅管焊接采用氬弧焊焊接防止內(nèi)壁面氧化阻礙傳熱。使工質(zhì)在蒸發(fā)器外管與冷凝器外管形成回路。使用經(jīng)加熱的高溫水沖刷蒸發(fā)器內(nèi)管內(nèi)壁面來為蒸發(fā)器提供熱量，采用自循環(huán)的方式運(yùn)行。進(jìn)入蒸發(fā)器的水以恒溫水箱調(diào)溫的方式保證進(jìn)口溫度恒定，恒溫水箱采用內(nèi)徑350mm高200mm設(shè)計(jì)，保溫層厚度10mm緊貼外壁面。水箱內(nèi)部使用電加熱棒和攪拌器進(jìn)行加熱和加速混合。熱負(fù)荷由電加熱棒提供，電加熱棒額定工作電壓220V,采用變壓開關(guān)調(diào)節(jié)功率，加熱實(shí)際面積0.0055m溫度測(cè)量采用PT1000薄膜鉑電阻作為溫度傳感器，鉑電阻的TCR為0.003851,溫度誤差為0.1℃。各傳感器布置如圖1(a)所示。使用數(shù)據(jù)采集儀對(duì)各傳感器進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，時(shí)間間隔3s。1.2利用循環(huán)工質(zhì)實(shí)驗(yàn)在室溫25±2℃條件下運(yùn)行。熱管內(nèi)部采用去離子水和制冷劑R134a作為循環(huán)工質(zhì)。采用真空泵進(jìn)行抽真空，使熱管內(nèi)的絕對(duì)壓力保持在0.001Pa。熱管內(nèi)單側(cè)換熱段的容積為0.0018m1.3未蒸發(fā)時(shí)內(nèi)管面積的計(jì)算熱管充注工質(zhì)液體后，工質(zhì)會(huì)首先沉積在熱管下部，其中一部分會(huì)儲(chǔ)存在蒸發(fā)器中用于換熱，一部分會(huì)留在冷凝器下部使冷凝相變的有效面積減小。這些充注的工質(zhì)體積需要轉(zhuǎn)換成換熱時(shí)蒸發(fā)與冷凝的換熱面積才能更好的說明充注量對(duì)換熱的影響。對(duì)于蒸發(fā)器來說相變有效面積是氣液兩相浸濕蒸發(fā)器內(nèi)管的面積。對(duì)于冷凝器來說相變有效面積是液體未浸濕的冷凝器內(nèi)管的面積。本文進(jìn)行計(jì)算來確定換熱時(shí)的有效相變面積。首先，計(jì)算在特定角度下，以不同充注比充注后工質(zhì)未蒸發(fā)時(shí)，液體所占蒸發(fā)器與冷凝器的體積。使用CAD建模軟件建立熱管模型。通過建立不斷增加垂直高度的水平面橫截?zé)峁苣Ｐ?，將橫截后剩余模型的下半部分作為熱管中的實(shí)際液體駐留情況。計(jì)算在此液位下蒸發(fā)器儲(chǔ)存液體體積，冷凝器儲(chǔ)存液體體積，及此時(shí)兩換熱內(nèi)管被液體浸濕的面積的數(shù)值近似解，由此得到在特定液位下，蒸發(fā)器剩余液體體積與被液體覆蓋的內(nèi)管面積，冷凝器剩余液體體積與未被液體覆蓋的內(nèi)管面積的離散對(duì)應(yīng)關(guān)系。由此可以差分出任何液位下的二者的對(duì)應(yīng)關(guān)系。其次，確定充入工質(zhì)后其達(dá)到相平衡時(shí)蒸發(fā)工質(zhì)的量。本文使用的是數(shù)值迭代的方法求解。求解流程為初始計(jì)算熱管非液體的體積，蒸發(fā)一定量工質(zhì)以工作時(shí)對(duì)應(yīng)的氣體密度填充這部分體積，再次少量蒸發(fā)工質(zhì)以補(bǔ)充上一步蒸發(fā)形成的“空腔”,以此循環(huán)直至誤差合理范圍。以此解出達(dá)到相平衡后剩余的工質(zhì)液體體積。通過對(duì)照差分離散數(shù)組得到此時(shí)蒸發(fā)段與冷凝器的液體體積與內(nèi)管的浸濕面積。最后，利用實(shí)際運(yùn)行時(shí)測(cè)得的換熱量計(jì)算蒸發(fā)時(shí)產(chǎn)生氣體的速率。通過簡(jiǎn)化模型進(jìn)行受力計(jì)算，計(jì)算出氣體在蒸發(fā)液體中的平均滯留時(shí)間。由此算出蒸發(fā)端兩相工質(zhì)的時(shí)均體積量，進(jìn)而通過差分離散數(shù)組得到蒸發(fā)器兩相混合物在此體積下的浸濕換熱內(nèi)管的面積。至此可以得到蒸發(fā)器被氣液兩相浸濕內(nèi)管的面積與冷凝器液體未浸濕的內(nèi)管的面積。計(jì)算數(shù)學(xué)方法：1)計(jì)算系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)液體與氣泡的總體積，計(jì)算公式為=式中：2)通過迭代計(jì)算，迭代公式為(2)式中：=式中：(4)式中：由計(jì)算出的V1.4設(shè)備的換熱量通過檢測(cè)蒸發(fā)器與冷凝器內(nèi)管換熱流體的溫度變化，結(jié)合流體流量可以得到蒸發(fā)器與冷凝器的換熱量。利用緊貼在蒸發(fā)器與冷凝器外管的溫度傳感器可以得到熱管內(nèi)的溫度。本文使用Matlab軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)的整理與分析。分析不同工質(zhì)，不同角度下不同充注量時(shí)蒸發(fā)段與冷凝段相變有效換熱面積與換熱量的關(guān)系。計(jì)算各情況蒸發(fā)側(cè)與冷凝側(cè)的傳熱系數(shù)。2結(jié)果與討論2.1相變有效工作原理熱管進(jìn)出口溫差固定，以水和R134a為工質(zhì)，換熱量與角度、充注量，蒸發(fā)器相變有效面積占內(nèi)管總面積比例的函數(shù)曲線關(guān)系如圖2所示。其中橫坐標(biāo)從圖2中可以看出隨著充注工質(zhì)的提升，熱管換熱量的變化分為兩個(gè)部分，即性能提升部分與性能下降部分，這兩部分的散點(diǎn)圖圍繞最高點(diǎn)近似對(duì)稱。在角度固定的前提下，隨著充注工質(zhì)的增加，熱管的換熱能力開始提升。直至充注的工質(zhì)到達(dá)某一特定充注量，熱管的換熱能力停止上升達(dá)到最佳換熱效果。隨著繼續(xù)充注工質(zhì)，熱管的換熱能力開始下降。可以看出在相同充注量下，不同角度下的浸潤面積有明顯差別。同一角度下不同浸潤面積的散點(diǎn)近乎一個(gè)波峰。熱管與傾斜角較大時(shí)，隨充注量的提升，蒸發(fā)器浸潤面積變化速度明顯大于小傾斜角下的變化速度，其換熱能力的提升或下降速度也明顯大于小傾斜角下的變化速度。圖2(a)為熱管兩側(cè)進(jìn)口溫度為30與60℃時(shí)，熱管換熱量與各角度相變有效換熱面積占比的函數(shù)關(guān)系。從擬合曲線來看，在傾斜角度為60°時(shí)最大換熱量的相變有效換熱面積為0.0714m將熱管的加熱流體溫度從30提升到40℃,冷卻流體溫度從60提升到70℃熱管穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)換熱量與蒸發(fā)器相變有效面積占比的函數(shù)關(guān)系如圖2(b)所示。保持溫差不變，提高入口溫度對(duì)傾斜角小于30°設(shè)計(jì)的熱管換熱量的提升非常小。提升的換熱量小于進(jìn)口溫度30～60℃時(shí)換熱量的4.00%。但是進(jìn)口溫度提升使傾斜角大于45°設(shè)計(jì)的熱管的最大換熱量得到了明顯的提升。進(jìn)口溫度40～70℃情況下傾斜角為45°與60°的熱管較進(jìn)口溫度30～60℃情況下，最佳換熱能力分別提升了12.61%與14.61%。從擬合曲線上看，提高進(jìn)口溫度并不會(huì)使該角度下最佳換熱的有效相變面積的值改變。圖2(c)與(d)分別為R134a作為工質(zhì)，進(jìn)口溫度30～60℃與進(jìn)口溫度40～70℃時(shí)換熱量與蒸發(fā)器相變有效面積占比的函數(shù)關(guān)系。啟動(dòng)角度從15°開始，其他運(yùn)行條件相同情況下，R134工質(zhì)熱管最佳換熱性能低于以水為工質(zhì)的熱管最佳換熱性能。降低程度如表2所示。熱管進(jìn)出口溫度一定時(shí)，以水和R134a為工質(zhì)，換熱量與角度，冷凝器相變有效面積占比的函數(shù)關(guān)系如圖3所示。其中橫坐標(biāo)R134a工質(zhì)的熱管換熱性能曲線整體表現(xiàn)為更加平緩。相較于水工質(zhì)，在相同角度和充注量下R134a工質(zhì)的相變有效換熱面積有所增加，平均提升比例為27.84%,這時(shí)因?yàn)樵趽Q熱量較為相近的前提下，水的相變潛熱較R134a的相變潛熱大很多，因此R134a工質(zhì)蒸發(fā)出的氣體也更多，在液體中氣體運(yùn)動(dòng)速度相近的前提下，R134a中液體混合的氣體明顯增多，引起了蒸發(fā)液位的上升，從而提升了相變面積。同時(shí)擬合曲線中不同角度R134a工質(zhì)的最大換熱量的相變有效換熱面積也較水工質(zhì)向面積更大方向移動(dòng)。平均移動(dòng)量相較于水工質(zhì)蒸發(fā)器的浸濕面積提升了0.0166m圖3(a)、(b)分別為水作為工質(zhì)進(jìn)口溫度30～60℃與進(jìn)口溫度40～70℃時(shí)換熱量與冷凝器相變有效面積的函數(shù)關(guān)系。從中可以看出傾斜角大于30°時(shí)隨冷凝相變有效換熱面積的減小，換熱量呈先增大后減小的趨勢(shì)。換熱量首先增大的原因在于冷凝器的冷凝效率是依托于蒸發(fā)器的蒸發(fā)量來確定的。在蒸發(fā)器浸濕面積較小時(shí)蒸發(fā)效率較低，同時(shí)冷凝器的非浸濕面積很大能夠快速充分冷凝蒸發(fā)氣體使冷凝液回流，減小蒸發(fā)器上部的壓力使蒸發(fā)效率進(jìn)一步提升。當(dāng)充注量不斷提升時(shí)，蒸發(fā)器的浸濕面積得到提升，蒸發(fā)效率首先進(jìn)一步得到提升，而冷凝器的非浸濕面積則縮小，冷凝效率降低，大量蒸發(fā)氣體難以迅速冷凝，熱管內(nèi)壓力提升導(dǎo)致蒸發(fā)端蒸發(fā)效率下降，直至維持平衡。所以隨著冷凝相變的非浸濕面積下降冷凝器換熱量開始下降。此時(shí)若增加冷凝器長度以提高冷凝面積則可以進(jìn)一步提升熱管的最大換熱效率。小于30°的三條折線從一開始變成下降趨勢(shì)，這是因?yàn)閮A斜角較小，充注量較小時(shí)，工質(zhì)液體不會(huì)貯存在冷凝器里，因此出現(xiàn)了被截?cái)嗟那闆r。從傾斜角15°的折線中可以看出冷凝器在未浸濕時(shí)換熱量開始提升直至最大值，之后隨著冷凝有效換熱面積的減小換熱量開始下降。進(jìn)口溫度40～70℃,傾斜角5°顯示的折線已經(jīng)近乎直線，此時(shí)蒸發(fā)器蒸發(fā)管已經(jīng)全部浸濕，蒸發(fā)效率達(dá)到最大，即使冷凝相變換熱面積改變，也不會(huì)增加或減少冷凝器的換熱效率。這意味著即使再增大冷凝器也難以有效提升熱管換熱效率。2.2蒸發(fā)相變有效傳熱面積當(dāng)兩進(jìn)口溫差一定時(shí)，以水為工質(zhì)，在不同角度下，傳熱系數(shù)與蒸發(fā)器相變有效面積占比的函數(shù)關(guān)系如圖4所示?？梢悦黠@看出傳熱系數(shù)與相變有效面積成近乎線性關(guān)系。在固定角度時(shí)，隨著熱管充注量的提升，蒸發(fā)器的傳熱系數(shù)開始下降。在此要說明的是此處計(jì)算的傳熱系數(shù)中的面積是由相變換熱面積決定的。圖4(a)和(b)為水工質(zhì)進(jìn)口溫度30～60℃與進(jìn)口溫度40～70℃時(shí)，熱管傳熱系數(shù)與各角度蒸發(fā)相變有效換熱面積之間的函數(shù)關(guān)系。不同角度的擬合直線具有相似的斜率，兩種進(jìn)口溫度下直線的平均斜率分別為-24737與-19794。這說明在溫差相同時(shí)，提升充注量會(huì)使熱管傳熱系數(shù)下降，但提高進(jìn)口溫度可以減緩這種下降。R134a工質(zhì)性質(zhì)與水工質(zhì)類似，兩組不同進(jìn)口溫度下直線的平均斜率分別為-20067與-12611,相較水工質(zhì)下降幅度更小。當(dāng)兩進(jìn)口溫差一定時(shí)，以水為工質(zhì)，在不同角度下，不同充注量冷凝器傳熱系數(shù)與相變有效面積的函數(shù)也近乎成線性關(guān)系。對(duì)于冷凝器，隨著充注量的增加，冷凝相變有效面積不斷減少，冷凝段的傳熱系數(shù)則增加。這時(shí)因?yàn)殡S著冷凝相變有效面積減少，冷凝器氣體體積減小，而蒸發(fā)器蒸發(fā)量卻提升了，這導(dǎo)致壓力提升使冷凝效率更高。3最佳傳熱條件的確定本文設(shè)計(jì)了一種新型熱管。研究了實(shí)際運(yùn)行時(shí)熱管性能與相變換熱面積的關(guān)系。實(shí)驗(yàn)中R134a工質(zhì)在傾角為15°時(shí)曲線向右上移動(dòng)，橫向有拉伸。這種情況可能因?yàn)樵趽Q熱量近乎相同，蒸發(fā)器被液體近乎完全填滿時(shí)，R134a產(chǎn)生的氣體體積比水工質(zhì)產(chǎn)生的氣體體積小很多，利于排出，加強(qiáng)了浸濕面積較大時(shí)的換熱。得到結(jié)論。1)蒸發(fā)器在固定角度下?lián)Q熱量與浸濕面積的函數(shù)關(guān)系近似具有單波峰的曲線分布，其波峰隨著傾斜角的增加而向浸濕面積變小的方向移動(dòng)。夾角角度越大達(dá)到最佳換熱效果所需的換熱面積越小。但最大換熱強(qiáng)度會(huì)減小，這是即使增加充注量提高浸潤面積也無法改變的缺點(diǎn)。夾角角度越小達(dá)到最佳換熱效果所需的換熱面積越大。但最大換熱強(qiáng)度得到了提升。因此可以調(diào)整蒸發(fā)器管段的長度，使相變有效換熱面積到達(dá)此角度下的峰值，保證蒸發(fā)面積的有效利用。2)在進(jìn)口溫差固定時(shí)，傾斜角度大于45°才能較為有效通過提升進(jìn)口溫度