基于場協(xié)同理論的重力錯流式熱管傳熱強化

孫學(xué)敏，宋文武，石建偉

(西華大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，四川 成都610039)

現(xiàn)有熱管是一種高效的傳熱元件，其高效性體現(xiàn)在軸向?qū)嵝阅軆?yōu)良，但當(dāng)熱管熱通量增加時，在管內(nèi)高蒸汽速度下，攜帶極限制約了重力式熱管傳熱性能的提高，這也是重力錯流式熱管所要解決的技術(shù)難題。本文試著提出一種能夠提高重力式熱管攜帶極限的錯流式熱管結(jié)構(gòu)。

熱管的工作主要是借助于管內(nèi)介質(zhì)的相變進行傳熱，無論是在蒸發(fā)段還是在冷凝段，都是管內(nèi)介質(zhì)通過二次對流換熱，一次導(dǎo)熱與加熱介質(zhì)，或者與被加熱介質(zhì)進行熱交換的過程。本文主要通過提出的錯流式熱管結(jié)構(gòu)來改變熱管內(nèi)部溫度場的分布，從而改變蒸汽和冷凝回流液的壓力場，減小重力式熱管中液汽剪切力，最終提高熱管的攜帶極限。

1 原 理

判斷出現(xiàn)攜帶傳熱極限的準(zhǔn)則是Weber數(shù)等于1[1]。Weber數(shù)的定義為蒸汽流動的慣性力與吸液芯表面液體的表面張力之比，即

(1)

式中：ρv為蒸汽密度，m3/s；wv為蒸汽流速，m/s；σ為液體表面張力，mN/m；z為與汽液交界面幾何形狀有關(guān)的定性尺寸，m。

提高攜帶極限的途徑之一是降低定型尺寸z，在重力式熱管中，從冷凝段回流的液體直接與蒸發(fā)段高溫壁面接觸，更容易使冷凝回流液被蒸汽夾帶進反向蒸汽流而到達(dá)冷凝段。

圖1 重力式熱管示意圖

在新式熱管中，冷流體從錯流式熱管中心流道流過，熱流體通過熱管外側(cè)對熱管管內(nèi)工作介質(zhì)進行加熱，熱管內(nèi)介質(zhì)在熱管環(huán)形腔內(nèi)進行蒸發(fā)與冷凝。該新式結(jié)構(gòu)的優(yōu)點體現(xiàn)在2個方面：首先，熱管內(nèi)部冷凝回流液經(jīng)由與冷流體接觸的環(huán)形腔體內(nèi)壁面回流，減少因傳統(tǒng)熱管管壁過熱使得回流液未進入蒸發(fā)段被夾帶進上升蒸汽中；最后，錯流式熱管結(jié)構(gòu)改變熱管內(nèi)部溫度場的分布，從而改變蒸汽和冷凝回流液的壓力場，減小重力式熱管中液-汽剪切力。

場協(xié)同理論[2-3]的層流對流換熱模型為：

(2)

或

(3)

式中β為場協(xié)同角，rad。

由式(3)可以得到改善傳熱的3個途徑：

1)提高雷諾數(shù)，即表征流體流動特性和流體黏性影響的相似準(zhǔn)則數(shù)；

2)提高普朗特數(shù)，普朗特數(shù)由參與換熱介質(zhì)的物理性質(zhì)決定；

3)增加積分項的數(shù)值，可以通過改變熱邊界層厚度內(nèi)的熱源強度以及改變場協(xié)同角β來實現(xiàn)。Guo Zengyuan等[4]為此定義了場協(xié)同數(shù)Fc：

(4)

無論在層流、湍流，穩(wěn)態(tài)還是非穩(wěn)態(tài)換熱過程中，描述換熱強度通常都采用蘭州理工大學(xué)盧小平等[5]提出的場協(xié)同散度方程。

(5)

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計

參照氣-氣換熱器傳統(tǒng)熱管，給出錯流式熱管的結(jié)構(gòu)參數(shù)，該傳統(tǒng)熱管參數(shù)如下：

熱流體為煙氣，冷流體為空氣，有效長度2.5 m，蒸發(fā)段長度le=1.25 m，冷凝段長度lc=1.25 m，外徑do=25 mm，內(nèi)徑di=20 mm，熱通量q=2 110 W，工作介質(zhì)為水，工作溫度Tw=161.375 ℃，管內(nèi)計算壓力642 kPa。

圖2 錯流式熱管剖視圖

2.1 錯流式熱管長度和內(nèi)徑的確定

應(yīng)使傳統(tǒng)熱管的冷凝段面積保持不變，即

(6)

1)對于氣體

(7)

2)對于液體

(8)

2.2 最小壁厚的確定

按照鋼制壓力容器標(biāo)準(zhǔn)[6]計算最小壁厚。腐蝕余量取值：C2=1 mm，由式(9)得到計算厚度0.288 4 mm，最終由式(10)得到的設(shè)計厚度為1.288 4 mm。

(9)

δd=δ+C2。

(10)

2.3 內(nèi)外管半徑差的確定

根據(jù)聲速極限確定管內(nèi)面積A：

(11)

式中：Qmax為水熱管達(dá)聲速極限時的最大轉(zhuǎn)熱功率，W；Av為蒸汽腔的橫截面積，m3；Tv為蒸汽段起始點的蒸汽溫度，K；γv為蒸汽比熱容比(γv=Cp/Cv)；hfg為汽化潛熱，kJ/kg；ρv為管內(nèi)蒸汽密度，kg/m3；Rv為蒸汽的氣體常數(shù)。

最終采用的鋼管參數(shù)如下：DN25(外徑33.5 mm、壁厚3.25 mm)；DN65(外徑75.5 mm、壁厚3.75 mm)。

2.4 蒸發(fā)段長度的確定

熱管換熱器中的熱管長度比應(yīng)保證兩端熱通量相等：

(12)

式中：h1為蒸發(fā)段換熱系數(shù)；h2為冷凝段換熱系數(shù)；tw為熱管工作溫度；Le為錯流式熱管蒸發(fā)段長度；Lc為錯流式冷凝段長度；t1為熱管蒸發(fā)段溫度；t2為熱管冷凝段溫度。

該公式基于以下原則：

1)考慮強化熱管外換熱系數(shù)和降低熱管束阻力的對立因素，綜合選擇的迎風(fēng)質(zhì)量流速的保證條件；

2)熱管總傳熱熱阻最小，即熱管單位表面積相應(yīng)的傳熱量最大的保證條件；

3)根據(jù)許用蒸氣溫度來核算蒸發(fā)段吸熱與冷凝段放熱基本平衡的保證條件。

基于h1≈h2，有

(13)

le=0.447 m。

綜上可知， 熱管冷凝段和蒸發(fā)段面積比取值

1：1可以使設(shè)備工作安全且經(jīng)濟合理。

也就是說，熱管外側(cè)與熱流體接觸的面積，應(yīng)限制在le=447 mm的長度范圍內(nèi)，該長度從熱管根部為起始點計算。

2.5 充液量G的選擇

充液量(熱管工質(zhì)占錯流式熱管環(huán)形腔體溶積的比例)按照Nusselt豎避膜狀冷凝理論基礎(chǔ)的strelsov公式計算熱管傳熱量與充液量的關(guān)系：

(14)

式中：lc為冷凝段長度，m；la為絕熱段長度，m；le為蒸發(fā)段長度，m；μ1為液膜動力黏度，Pa·s；ρ1為液膜密度，kg/m3；hfg為汽化潛熱，kJ/kg；g為重力加速度，m/s2；Q為單根熱管熱通量，W。

在上節(jié)得到蒸發(fā)段長度le=0.447 m，那么絕熱段長度la=1.25～0.447，取值0.803 m。

Harada等[8]提出G=0.25～0.30為合適，所以計算得到G=0.28，符合最適充液量，即充液量28%

2.6 端蓋設(shè)計

1)上端蓋。

(15)

式中：Dc為筒體內(nèi)徑，mm；K為平蓋系數(shù)，這里K取值1；pc為計算壓力，MPa；[σ]t為碳鋼的許用應(yīng)力，95 MPa；φ為焊接接頭系數(shù)，依據(jù)GB 150—1998，φ=0.8。

本例中，筒體內(nèi)徑Dc=68 mm；平蓋系數(shù)K=1。

(16)

式中δp為平蓋壁厚，mm。

圖3 上蓋板

2)下端蓋。

下端蓋省略了充液孔的設(shè)計，如圖4所示。

圖4 下蓋板

3)端蓋與管體的連接。

上下端蓋與鋼管的連接采用焊接方式，如圖5所示，焊縫質(zhì)量應(yīng)當(dāng)滿足鋼制壓力容器焊接工藝評定[9]。

圖5 焊接結(jié)構(gòu)

3 結(jié) 論

1)錯流式熱管內(nèi)部冷凝回流液經(jīng)與冷流體接觸的環(huán)形腔體內(nèi)壁面回流，減少因傳統(tǒng)熱管管壁過熱使得回流液未進入蒸發(fā)段而被夾帶進上升蒸汽中，錯流式熱管在同樣充液量下所能傳遞的熱通量較傳統(tǒng)熱管高。

2)錯流式熱管結(jié)構(gòu)改變了熱管內(nèi)部溫度場的分布，也改變了熱管內(nèi)流道冷流體側(cè)的溫度場分布，倘若在冷流體側(cè)加入帶一定角度的螺旋翅片后，較之傳統(tǒng)重力熱管的溫度-速度場協(xié)同程度高。

3)傳統(tǒng)重力式熱管在換熱器整機中通過隔板隔離冷熱流體達(dá)到密封效果，隔板泄露發(fā)生在內(nèi)部難以被察覺，隔板密封性能制約傳統(tǒng)熱管換熱器的發(fā)展。新式錯流重力熱管在冷熱流體中間通過充滿熱管工質(zhì)的環(huán)形腔體隔離，在必須避免冷熱流體接觸的換熱條件下有應(yīng)用優(yōu)勢，且熱管換熱器的內(nèi)部泄露易被發(fā)現(xiàn)。

[1]馬同澤.熱管[M].北京：科學(xué)出版社,1983：25-40.

[2]Guo Zengyuan，Huang Suyi. Field Synergy Principle and Heat Transfer Enhancement of New Technologies [M].Beijing： China Electric Power Press, 2004：1-44.

[3]Guo Z Y,Li D Y,Wang B X.Novel Concept for Convectice Heat Transfer Enhancement [J].International Journal of Heat and Mass Transfer,1988,41(14)：2221-2225.

[4]Guo Zengyuan, Huang Suyi. Field Synergy Principle and New Technology for Heat Transfer Enhancement[M]. Beijing：China Electric Power Press, 2004：45-50.

[5]盧小平,俞樹榮. 對流換熱場協(xié)同的散度效應(yīng)[J]. 化工學(xué)報,2011(9)：2464-2468.

[6]GB 150—1998鋼制壓力容器標(biāo)準(zhǔn)[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1998.

[7]GB/T 3091—2001低壓流體輸送用焊接鋼管[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2001.

[8]Harada K,Inoue S. Heat Transfer Characteristic of Large Heat Pipe[J]. Hitachi Zosen Tech Rev,1980,41：167.

[9]JB 4708—2000鋼制壓力容器焊接工藝評定[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2000.