外文翻译(小直径热管在200℃至450℃温差间工作的实验研究)

1、南京工业大学本科生毕业设计(论文) 毕业设计(论文)外文翻译学生姓名： 杨哲君 学 号： P3501090624 所在学院： 能源学院 专 业： 热能与动力工程 设计题目： 450m³高炉热风炉热管空气预热器 指导教师： 李菊香 2013 年 3月小直径热管在200至450温差间工作的实验研究HUSSAM JOUHARA1 and ANTHONY J. ROBINSON21School of Engineering and Design, Brunel University, Uxbridge, Middlesex, United Kingdom2Department of Mech

2、anical and Manufacturing Engineering, Trinity College Dublin, Ireland一项实验表明，空心小直径热管的实验研究使用的是具有环保声音并且市面可售的工作流体。由于它们的工作温度范围在200到450，所以空心热管可以大量的用于余热回收系统的应用研究。根据了解。这种热管的内部直径为6mm，长度为209mm。蒸发器和冷凝器部分的长度分别为50mm和100mm。工作流体测试选用联苯类流体：导热油VP1和联苯A。选择高档的不锈钢热管，可以使作为外壳的热管壳体材料与温度升高下的工作流体之间具有良好的化学相容性能。热阻小于0.4 K / W的可以

3、达到高达420的工作温度与20kW/ MK，其对应于效热传导的轴向热通量为2.5 MW/m2。即使对于这样的小直径的热管，用于蒸发器的实验数据表明可以很好的满足Rohsenows沸腾炉的相关协议。简介许多发达国家采取安全、高效、经济的方法，从废物中回收热能，这是由于环境成本高，温室气体排放量大和所通过的“京都议定书”所要求的。目前，有许多不同的操作技术，但是，当考虑系统的效率，以及可靠性、易用性和制造成本时，基于系统热虹吸的技术就比传统的系统更可取。空心热管也称为两相闭合热管，在密封管中的工作流体具有液相和汽相。热管利用高效的蒸发和运输过程中的凝结，把热量从一端输送到其他地方，热量通过散热片可

4、以消散出去。由这些装置输送的热量通常比通过坚实金属1-2的纯传导大好几个数量级。由于热管依靠重力使得工作流体从冷凝器返回到蒸发器的冷凝水中，所以热虹吸热管中的蒸发器与冷凝器必须在水平方向至少倾斜5°3。绝大多数的商业热管技术主要使用温度低于230的水、氨、或制冷剂用作工作流体4。该技术在跟踪记录方面的性能和可靠性，以及热管合理营销成本都比较成熟5-11。对于工作温度高于200时，易出现由于内部压力导致的安全问题12。更强的材料，比如钢，热管壳材料钢铁和水之间的兼容性问题是不能使用水的原因，这被认为会导致热管中不凝性气体的产生13。高温热管使用液态金属的工作流体（例如钠14）。这些已经

5、不同程度的在工作温度为450到160015的实施中获得成功。对于许多液体设计制造和操作的独特方面，金属热管有助于其高成本的商业可用性。对于中间的温度范围内的200至450，Kenney和Feldman使用热媒作为热管的工作流体16。他们以联苯为工作流体，对不锈钢、碳素钢和黑铁热管分别进行电加热，进行寿命试验。作者观察到联苯A的工作温度应低于300。无限期的有效温度在低于400，测试热管令人满意的工作时间约为1200小时。然而，热管测试中没有热的性能数据的报道。目前可用于工作温度范围在200至450内进行热回收的热管17-20还没有成熟、具有良好的环保性质的工作流体。这是不幸的，因为热管应用在气

6、候变化缓解技术和服务（CCMTS），或者比如热交换器余热回收，都是在这个工作范围。在中间温度范围为200至450，热管仍然是一个经济欠发达的技术。在本次调查中，联苯A和导热油VP1挑选测试实验的热管是由不锈钢制成的。流体是经济可用的，并具有良好的热性能，在中间环境下的毒性风险较低。此外，它们的蒸气压是明显比水低，因此他们可以使用的不锈钢管在低于高温蒸汽压力的安全操作压力下工作。如图1所示，这是由一个安全工作压力（SWP）下直径6mm，壁厚0.5mm的不锈钢管的饱和蒸气压力曲线绘制而成。图1 安全工作压力下管壁厚0.5mm不锈钢316中水、联苯A和导热油VP1的蒸汽压实验仪器与步骤由于目标热管的

7、操作温度较高（200-450），所以选择316-不锈钢热管，并根据管壳材料的化学相容性选择工作流体16。图2所描绘的是设计制造热管所进行的测试曲线。热管由坚实的金属加工而成。一个长200mm，直径6.0mm的长系列热管在气缸内的中空室中进行制造。由此生产出一个内部直径6mm外部直径15.8mm的热管。上端配有快速切断阀，用于快速连接液体灌装站。然后对热管配备8个K型热电偶，温度监控沿热管的长度进行分布。最后，通过钎焊一个配备K型热电偶的插件到热管的蒸发器下端，来监测热管内部的工作温度。蒸发端配备有一个高温的带式加热器，能够提供给热管260W的功率。冷凝器制造部分（顶部），密封着允许高温气流的换

8、热器。来自两个入口的空气加热后通过两个热交换器的端口流出。在高温下实验的空气入口温度为200，水为20。足够的高温保温隔热材料连接到蒸发器外部，以确保由电加热器供给的热量进入热管，避免周围的空气向外逸出。冷凝器部分用类似的方法进行绝缘。图3为完整的检测热管试验台示意图。图2 热虹吸尺寸（单位：mm）图3 测试设备示意图安置在蒸发器部分的电加热器向热管提供能量。电力输进由可变变压器（自耦变压器）控制的加热器中。被测定的蒸发器部分提供电力，通过监测施加在WM14-DIN电源分析仪上，由电压和电流显示。对于气流的速度使用Dwyer GFM-1144，0-500L/min流量计（图3）进行监测。所构建

9、的气流预热器用来控制热管的工作温度。它包括一个不锈钢外壳，在连接一个3.5kW的加热器时，可以加热空气。一个PID（比例 - 积分 - 微分）控制器，能够快速反应的热电偶用于控制空气的温度可以恒定在一个预先确定的范围中。热电偶定位在出口的控制气流加热器中。气流加热器与接合用的铜管互相隔热，以减少热量损失。用类似的方式，将使用电加热器的绝热段和热管的冷凝段用铝制胶粘剂连在一起，其中，冷凝段用3mm陶瓷绝缘材料包裹。在被填充前，彻底清洗管道中的二甲苯和甲醇液体、油脂等，从而自内表面消除所有痕迹。再用装有1.8ml工作流体的玻璃注射器对热管进行灌装，使得蒸发器区域略微过满。在用工作流体和非冷凝气体对

10、热虹吸进行填装之后，热虹吸制备好，可用于实验。测试是通过改变输入功率，监测热管温度。每一个指定的测试电源输入，允许运行三小时的数据记录。此过程所允许热管达到稳定状态，确保没有降解性能，从而在操作过程中进行工作。通过每个电源进行设置，试验重复3次，以确认可重复性。两种流体实验完成后，利用红外（IR）和核磁共振（NMR）光谱法进行测试，以确定是否发生化学分解（图4b）。试验后，由于与测试前相比，红外光谱（图4a）没有变化，这表明流体没有发生结构上的变化（即一直没有变化的流体混合物混入）。图4 连续工作前后VP1的红外光谱数据整理可以使用一种不复杂的性能指标来衡量热管蒸发器和冷凝器部分之间的电阻性能

11、。在传统的热电阻计算中，使用电类似物RHP，表示为在这里，Te和Tc分别为沿蒸发器部分的平均壁温和沿冷凝器部分的平均壁温。热虹吸的功率吞吐量往往很难定义，因为它的热损失以任何精度都难以量化。因此，由向蒸发器供给能量而进行的能量平衡，是与从冷凝器端除去的能量来相比的。能量供给到蒸发器端，其中Qe通过电源分析仪来测定：其中V和I分别表示加热器的电压和电流。冷凝器的除热率Qc通过下式计算得到：利用此试验台进行能量平衡测试，并且表明，从冷凝器出来的能量中10以内的进入蒸发器，这是在实验不确定性的基础上得到的。因此，由于与功率分析仪相联系的实验的不确定性，蒸发器的输入功率Qe被认为等于QHP。与计算相关

12、的不确定性Qe、Qc和RHP在表1中给出。为了便于与相关的沸腾炉相比较，供给到蒸发器壁热通量的测定由下式表达表1 Qe、QC、RHP间的不确定相关性其中的De是热管的内径，Le是蒸发器区域的长度。热虹吸罐的有效导热率由此计算其中LHP是热管长度，AHP是热管的特征面积。结论与讨论在图5中，轴向温度伴随着导热油VP1-charged一起分布，不同的电源负载向热管充电。从图5中可以看到，蒸发器部分热管壁的温度分布与每个测试传热率大致相同。图5中的绝热温度的假设方式，与用热电偶“Tv”测量温度的方法一样（图2）。在以前的研究中3，该温度被认为是热管的工作温度。图5 不同电源下导热油 VP 1的热管温

13、度分布曲线热虹吸总热阻是工作温度的函数，绘制在有三个工作流体：水、联苯A和导热油VP1的图6中。热管填充水的测试符合比照数据，并且低于相应工作压力下150的最高工作温度。提高工作温度与提高功率相一致。图6 各种工作温度下填充水、联苯A以及导热油 VP1的热管总热阻从图6可以看出，联苯A热管比起导热油VP1热管，热电阻稍微低一些。此外，随着操作温度的降低，热性倾向于增加。在相对低的操作压力下，热管容易达到声速极限3，这可能会对传热性能产生不利影响。对于这里所报告的测试，最低工作压力（大约1.4巴）的声速极限，比通过管道实际传热高出几个数量级，这表明其他机制导致了低工作温度下的热工性能恶化。综上所

14、述，由于工作温度/额定功率增加而导致热阻增加是由于以下两个因素：1. 在非冷凝气体的存在下，填充过程中少量可压缩气体（NCG）被困在热管中。 NCG的存在对冷凝部分具有一定的“阻塞”作用。这将减少有效冷凝器的长度，因为一个小的传热表面面积暴露在这一区域，增加了可视热阻。相对应具有较高蒸气压的较高工作温度，将会压缩NCG，其效果也不明显，并且由于电力水平，热阻或多或少会进一步增加（图5）。2. 核态沸腾的传热系数在通过热管时将以一个较低的速率下降。这种效应将在后面的章节进行详细讨论。图6和图7反映的是有效导热率和热电阻的数据。这些数据的变化范围列于表2中。虽然低于水热管的热导率，热导率规律仍有相

15、当大的事实依据，加上这些热管在合适的压力下温度接近450，表明联苯和导热油VP1是合适的热管工作流体。图7 热虹吸的热性能与导热油A、VP1和水关于操作温度的函数表2 高温流体Keff和R的数据范围图8 蒸发器热通量的实验数据与Rohsenow模型的结果比较实验结果与沸腾相关性的比较液体池内部蒸发器的热传递通常被认为是一种核态沸腾。进入蒸发器热通量的实验结果与Rohsenow模型预测的结果21比较如下：对于用不锈钢材料的两个二苯基流体，回归分析给出一个值，该值的Csf =0.00695，这在一般文献中所引用的0.0027Csf0.015的范围内。由于热虹吸蒸发器内的沸腾性质，使得蒸发器在这种情

16、况下是一个低纵横比的封闭圆筒形腔体，不同的是该沸腾池的平坦表面朝上，实验结果与Rohsenow模型的相关性大约±25，描绘在图8中。这提供了一些证据表明，蒸发端的热传送机构核态沸腾了，并且模型的预测结果使用了Rohsenow相关性，以保证足够的精确度。核沸腾传热对热管整体热阻的影响注意到在图6中，整体热电阻随着额定功率的下降而增加。讨论的原因之一是热管中NCG的影响。第二个原因是在蒸发器部分中考虑额定功率的沸腾性质。因此，将蒸发器壁的热阻和在蒸发器中的工作流体的沸点的实验值和预测值进行计算，所讨论的实验变量利用下面的等式：从图9中显而易见，理论预测良好的符合了实验所确定的值。此结果在

17、提供理论建模和实验性处理方面都提供了信心。从图中，显而易见，随着负载的功率减小，沸腾的蒸发器内的热阻增加，并且导致热管有效总热阻的增加。因此，建议抑制蒸发器内的核态沸腾活性，这是随着功耗水平降低，耐热性日益恶化的首要原因。这一结果表明，简单的沸点增强技术如22中所描述的，在较低的功率电平下，其热性能是有可能明显改善的。图9 由热管导热油A确定的蒸发器热电的预测和实验值结论导热油A和导热油VP1可以作为空心热管的工作流体，用于200和450的工作温度。在此温度范围内两种流体都为低蒸汽压。在工作温度高达420，有效热导率D为20kW/K时，可以实现热电阻小于0.4 K / W。即使是这样小直径的热

18、管，当Rohsenows沸腾关系式中的Csf取0.00695，即二苯酯基流体和不锈钢结合的合适值时，蒸发器的实验数据与Rohsenows沸腾关系很好的吻合。理论预测与实验数据给出一个明确的指示，蒸发器部分的沸腾传热性质是总热阻增加、额定功率下降的首要原因。术语命名 表面积 (m2) 比热 (J/kg·K) 直径 (m) 重力加速度 (m/s2) 汽化潜热 (J/kg) 电流 (A) 热导率 (W/m·K) 长度 (m) 质量流量 (kg/s) 普朗特常数 热传递率 (W) 热流量 (W/m2) 热电阻 (K/W) 温度 () 电压(V)希腊字母 动力粘度 (N·s

19、/m2) 表面张力 (N/m)下标 空气平均值 平均值 冷凝器部分 相关 蒸发器部分 有效价值 热管 液体 蒸汽 内尺寸 外形尺寸 不锈钢参考文献1 Noie, S. H., Heat Transfer Characteristics of a Two-Phase Closed Thermosyphon, Applied Thermal Engineering, vol. 25, no. 4, pp.495506, 2005.2 Dunn, P., and Reay, D. A., Heat Pipes, 4th ed., Pergamon, Oxford,UK, 1994.3 Faghri,

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