热热虹吸换热组件传热性能的试验研究.doc

1、编号：热3021热虹吸换热组件传热性能的试验研究靳明聪重庆大学热工教研室中国工程热物理学会第一届热管会议传热传质学会一九八三年八月热虹吸换热组件传热性能的试验研究重庆大学热工教研室 靳明聪摘 要 本文介绍了排气组合式热虹吸换热器.对其换热组件进行了传热性能、充液量和负荷不均匀程度对正常工作影响的试验研究。结果表明：组件不仅具有单支热虹吸管的优良性能，而且有较强的自动均载能力.组件输热量大，内阻随充液量的增多而加大。组件存在“迁移极限”,它与充液量有关。符号：di 钢管内径，cm；Fc，Fe 冷却段,加热段的有效面积，cm2；l 有效充液高度,cmlc，le 冷却段，加热段平均长度cmL 充液高

2、度 Q1,Q2 输入组件的热量及组件绝热层外表面的散热,WQe 组件加热段有效传热量，WQmax,Qmin 组件各管中最大及最小的传热量,Wqc ，q e 组件冷却段，加热段径向热流密度，W/cm2teo 组件加热段外壁平均温度,tei 组件加热段内壁平均高度tco 组件冷却段外壁平均温度tci 组件冷却段内壁平均温度Ri 组件内阻 /WV1 组件下联管容积V 组件总充液量组件的最大负荷平均度引言由于废热存在的普遍性及低品位性，致使利用余热的换热器必须具有热回收率高，结构简单，成本低廉，易于推广等特点，碳钢水热虹吸式热管换热器从结构原理上能满足以上基本要求，但是碳钢水的化学不相容性问题须待解决

3、.围绕克服碳钢-水化学不相容性的障碍,国内外研究者进行过不少工作,归纳起来大多按以下办法：或是物理处理法，在钢管内壁进行喷镀或电镀铜,也可使用钢铜复合管，避免碳钢与水直接接触；或是化学处理法，对钢管内壁进行予处理及在水中加入缓蚀剂，延缓钢管内表面腐蚀。这两种方法国内虽然已有成功使用的例子，但实施起来工艺较为复杂，而且处理效果是否能在长期运行中保持，尚须证实，再则,单支热管的制造技术要求高，首先必须要有高度气密性，其次必须予先建立真空，管内清洗过程要求也很严格，这整套工艺过程将使换热器造价至少提高20。针对这一情况,我们根据既要保持热管工作的优良特性，又要甩掉单支热管密封容器的技术要求，还要免除

4、不相容性的后顾之忧,得到事后，简单，运行，高于管液的，构思了碳钢水排气组合热虹吸换热器,它具有排气装置的热虹吸换热组件组合而成,如图1所示,其中，每个组件的基本部分是若干支带肋片的钢管,它们两端均焊接于连通管上，使其上、下彼此相通。上联管中部装有排气装置及进水阀，下联管与排液阀相连。中间隔板将烟气与空气分隔开。该型换热器的特点是：文档为个人收集整理，来源于网络本文为互联网收集，请勿用作商业用途1、具有一般热管换热器的主要优点,结构紧凑，阻力小。2、组件具有较强的自动均载能力,能在沿流道加热或冷却不均的条件下,正常工作.3、定制按需要排放不凝性气体，解除不相容性的后顾之忧。4、制造简单，壳材采用

5、碳钢，工作使用水，不作气密性检查，也不用抽真空.制造工艺与一般热管换热器相比大大简化，凡能制造承压容器的厂家均能生产。制造成本将比一般热管换热器大幅度降低，更加易于普及。为了对该型换热器增强感性认识及对工业试验装置提供设计依据,我们研制了碳钢水排气热虹换热组件，对四管组件的传热性能，充液量与负荷不均匀程度对其正常工作的影响,进行了试验研究。以下将报告试验研究结果。试验装置试验用碳钢-水排气热虹吸换热组件,由4根25×2。5×750mm的无缝钢管组成.每根管子上端（冷却段）套装有50片25×1mm的翅片,其间距为6mm，下端(加热段）无翅片，4管上、下管口分别焊于3

6、8×4×350mm的联管上，形成一上下连通的组件（工作时，4管汽室，液室各自相通)。组件上联管中部装有排气装置，左上侧有进水管与上联管相通，下联管右下侧有排液管与下联管相连。6×1.5×3mm的紫铜管3支，2支经上联管插入组件1、3管冷却段250mm深处，1支经上联管左端插入上联管160mm深处，供测量蒸汽温度用。采用电加热法。电热丝用玻纤管良好绝缘后,均匀密绕在组件加热段外管壁上,外部用耐火棉及石棉绝热.为便于测温，石棉层外表面用紫铜包裹.电源经自动调压器、电子交流稳压器、调压器引入，加热功率用0。5级电流、电压表测量。冷介质为空气.把组件置于风道中,

7、空气被风机抽吸引入风道，操作组件冷却段，风道试验段前装有测速仪，温度计,试验段前右装有微压计测组件压降。标准的镍铬镍硅热电偶48对，点焊在各测温点收，以测量组件加热段钢管外表面温度（12对热偶，每单管3对），冷却段钢管外表面温度(24对热偶,每管6对)和绝热层外壳温度（12对热偶，每管3对).标准镍铬镍硅铠装热电偶3支,插入紫铜套管中测量蒸汽温度.组件外形如图2所示，热电偶热电势用0。02级电位差计测量，室温，风温用标准玻管温度计测量.热电势测试台示于图3中，从图4中可以看出组件与风道的装配情况。组件试验装置及测试系统原则线路图如图5所示。试验进行时，开启组件排气装置和进水管，对组件充入工作液

8、后,用螺旋封头封闭进水管口。送电至组件。待组件加热段沸腾，排气装置冒蒸汽1分钟左右，关闭排气装置，启动引风机，调风速使组件在输入电功率下，保持工作温度一定,即使组件冷却段放热加上组件散热在一定工作温度下保持平衡.待达到热稳定态后，测量电功率，各测点热电偶，风温，室温，风速及组件压降等值。改变输入功率，调风速,保持组件工作温度在各输入功率下为相同值，重复测量以上各值。在本研究中，我们以组件内工作液的容积与蒸发段内部总容积之比来确定充液高度L,即这样，组件内液池及液池上液膜所占蒸发段的比例就由充液高度表示出来。组件的充液量V（cc）由充液高度确定。V=V1+12.97Lle在试验中，组件的工作条件

9、如下表所示充液高度蒸发段热流密度工作温度11。95。05W/cm21600.50.330。250.15试验数据整理、分析1、e-qe c-qc Ri-qe 关系组件加热段有效面积FeFe=(di=2cm le=32cm)组件冷却段有效面积FcFc=(lc=37cm)组件加热段有效传热量QeQe=Q1-Q2式中Q2为竖直管自然对流散热量和对环境辐射散热量之和，按1提供的公式计算. W/cm2 W/cm2加热段上各处壁温测量平均值为加热段外壁平均温度teo，扣除管壁导热温降，可得内壁平均温度tei，冷却段上各处壁温测量平均值为冷却段外壁平均tco,加上管壁导热温升，可得冷却段内壁平均温度tci,由

10、此得蒸发段的换热系数和冷却段的 W/cm2·和 W/cm2·式中 ts为组件工作温度，组件内总温降tt=teitci于是组件总内阻为-qe，-qc，RI-qe关系分别绘于相应图中。组件能按热虹吸原理工作，应该认为其加热段和冷却段的传热机理和热虹吸单管基本相同。根据等人的研究2,热虹吸蒸发段传热机理为液池内的沸腾和液池回流液膜的薄液膜蒸发传热过程（在本试验条件下池内沸腾为核态沸腾）。当加热段热流密度qe增大时，液池核沸腾和回流液膜蒸发过程都进行得更加强烈，致使加热段换热系数急剧增大，图6就反映了随qe的这种变化趋势。从图6中看出，在各充液高度中,以L=0.25的qe曲线最高即

11、在相同热流密度范围内,该充液量的换热系数最大。这种现象不难理解，因为L=0。25时，蒸发段中池沸腾区较小，回流液膜传热所占比例较大，而薄液膜传热的强度大大超过池沸腾换热强度3,故在该充液高度下的换热系数值最大。另外，根据Andros和L，W，Florschuetz的直观研究报导（1978），液池上液膜在不同热流密度下有不同流态。他们在高蒸发段热流密度下，观察到回流液膜破裂为带泡核或不带泡核的不稳定或稳定的“小溪"。也就是说，液膜中出现局部不稳定或稳定的烧干微区。在L=0.15充液量的情况下，蒸发段回流液膜传热区所占比例很大，在高热流密度区，由于连续的回流液膜分裂为间隔“小溪”向液池流

12、动，致使换热强度减弱，值很低。而在低热流密度区，凝液能保持完整液膜回流，回流液膜区大，液膜更薄，换热强度大大增加,这种现象由图6中L=0.15的曲线反映出来。文档为个人收集整理，来源于网络文档为个人收集整理，来源于网络冷凝段中的传热当由于蒸发段内沸腾作用产生的两相混合物未转移到冷凝段时,可以认为是液膜层流凝结换热.但由于组件的结构特点，该过程不能满足Nusselt膜状凝结理论的前提,不能用此计算，但由图7中反映出的冷却段换热系数随冷凝段径向热流密度增大而减小的趋势是符合规律的。在回管均载状况下，应该说的变化与充液高度无多大关系.组件内阻随蒸发段热流密度的变化综合反映了随qe及L和随qc变化的规

13、律。从图8可看出，除L=0。15时，阻件内阻随qe增大而略为减小，随充液高度增加而增大.2、组件充液高度L和最大负荷不均匀度对正常工作的影响在几种充液高度下进行了最大负荷不均匀度对组件正常工作影响的试验研究.组件负荷的分布情况为中间两管高负荷，两侧两管低负荷；左侧两管高负荷，右侧两管低负荷.试验结果如下表所示：组件各管液室、汽室彼此相通.当各管热负荷不均匀时，各管的蒸发段换热强度则不一致，因而产汽量的多少不同。各管因蒸发量的不同,汽室间将出现压差.在该压差作用下，引起蒸汽管间迁移。在各管冷却段冷却强度基本一致的情况下,将会出现各管凝结液量的差异；高负荷管由于蒸汽迁移,回流液量减少。充液量越小，

14、随着负荷不均匀度的增大,高负荷管的回流液量不能满足高蒸发率的要求，于是管内壁出现烧干现象。该最大负荷不均匀度即为组件的“迁移极限”。存在“迁移极限”是组件有别于单支热虹吸管的一大特点.在组件的“迁移极限"以内，组件各管负荷不均，亦能组件正常工作，因而迁移现象的存在使组件具有优于单支热虹吸管的自动均载能力。该自动均载能力确保组件在热、冷介质温度场及流场不均的条件下发挥热虹吸热高效输热的优良性能。表2充液高度L能正常运行的加载状况0.150。250.330.50在我们试验的qe=1。95。05W/cm2范围内，未出现组件与单管同样具有的液阻限,声速限，沸腾限等性能极限。若将组件稍加改进，

15、在本试验台上，可将qe值向高、低端处延。本研究旨在探索热虹吸换热组件的可行性，未考虑组件几何因素的影响。虽然如此,在本组件所得到的一般规律，对工业用排气组合式换热器的研制仍不失其指导意义。结论：1、在的条件下，组件在0。15充液高度以上能按热虹吸原理正常工作.蒸发段径向热流密度可达5。05w/cm2。2、组件内阻随充液高度增高而加大。3、组件存在“迁移极限"。“迁移极限"的出现与充液高度有关.试验所得组件的“迁移极限”是:L=0.15 L=0。25 L0.33不出现“迁移极限”。组件第一阶段试验属对其性能的初步探讨。第二阶段的寿命试验正在进行中，将在长期运行中考验排气装置的

16、可靠性及考察组件的排气周期。陈远国同志对该型换热器的研制及组件的试验研究给予了大力支持和热情帮助.蒋小庆，李勤同志参加了组件试验及试验台组建工作。参加试验台建设的还有唐径文，邓建云,柏光宏，刘发宣同志。参考文献1西南交大主编“机械工程手册 第六篇 热工学”机械工业出版社 19782 M Shiraish K Kikuchi and T,Yamanishi ,Investigation of Heat Transfer Characteristics of a Two Phase Closed Thermosyphon 4th International Heat Pipe Conference (Int. H。 P. Conf） 95-1043童明伟 “液膜沸腾和采用抑制孔板的池沸腾"重庆大学研究生毕业论文.4 K T Feldman in and D D Kenney “The Compatibility of Mild Carbon Steel and Water in a Heat Pipe Application” 4th Int H P con