韓 冶，柴寶華，衛(wèi)光仁，畢可明，馮 波，龍俞伊

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院 反應(yīng)堆工程技術(shù)研究部，北京 102413)

高溫鉀熱管是一種利用內(nèi)部工質(zhì)相變傳熱的高效散熱元件，能實(shí)現(xiàn)對(duì)450～700 ℃多種高溫?zé)嵩吹母咝Х悄軇?dòng)散熱。豎直放置時(shí)，重力對(duì)鉀熱管的工質(zhì)循環(huán)產(chǎn)生影響，流動(dòng)及傳熱機(jī)理與水平放置時(shí)有很大不同。豎直放置的鉀熱管是否采用吸液芯結(jié)構(gòu)、工質(zhì)的充裝量、傾斜角度、蒸發(fā)段長(zhǎng)度等均會(huì)對(duì)其啟動(dòng)性能和傳熱性能產(chǎn)生影響。為實(shí)現(xiàn)鉀熱管的具體應(yīng)用，有必要進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)研究和理論分析。

1 研究對(duì)象

1.1 國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀

由于在重力熱管有限空間內(nèi)傳熱機(jī)理復(fù)雜，而且不同類型熱管內(nèi)部傳熱機(jī)理差別大，因此目前無法建立適用于所有類型重力熱管內(nèi)部傳熱過程的相關(guān)計(jì)算模型。國(guó)內(nèi)外對(duì)重力熱管主要研究方法是通過試驗(yàn)來分析所研制型號(hào)熱管的內(nèi)部傳熱機(jī)理，以確定熱管結(jié)構(gòu)、充液量等關(guān)鍵參數(shù)，并以試驗(yàn)為基礎(chǔ)，擬合出熱管內(nèi)不同區(qū)域換熱系數(shù)、液池高度及界面移動(dòng)量等參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式[1]。業(yè)界對(duì)常溫重力熱管試驗(yàn)研究較多[2-6]，如銅水、碳鋼水熱管。對(duì)于高溫重力熱管研究則較少，重力鉀熱管并無可參考試驗(yàn)研究。

1.2 有芯和無芯重力鉀熱管

圖1為有芯和無芯重力鉀熱管結(jié)構(gòu)及工作原理示意圖。有芯和無芯重力鉀熱管區(qū)別列于表1。

圖1 有芯和無芯重力鉀熱管結(jié)構(gòu)及工作原理示意圖Fig.1 Structure and working principle of gravity potassium heat pipes with and without wick

熱管類型泡核沸騰位置工質(zhì)蒸發(fā)位置冷凝位置工質(zhì)回流動(dòng)力有芯蒸發(fā)段吸液芯與液池蒸發(fā)段吸液芯壁面與液池液面冷凝段吸液芯壁面吸液芯毛細(xì)力與重力無芯液池液池液面冷凝段內(nèi)壁面重力

2 試驗(yàn)對(duì)象與裝置

2.1 試驗(yàn)對(duì)象

試驗(yàn)對(duì)象為6根鉀熱管，其中有芯和無芯結(jié)構(gòu)鉀熱管各3根，基本參數(shù)列于表2。管徑為17 mm，冷凝段長(zhǎng)為372 mm，工質(zhì)為高純鉀。吸液芯為干道式絲網(wǎng)吸液芯結(jié)構(gòu)。

表2 試驗(yàn)用鉀熱管基本參數(shù)Table 2 Basic parameter of potassium test heat pipe

2.2 試驗(yàn)裝置

圖2為重力鉀熱管啟動(dòng)試驗(yàn)裝置示意圖。加熱爐最大功率為1 kW，中心加熱段長(zhǎng)度為100 mm。利用K型鎧裝熱電偶測(cè)量溫度。11副熱電偶軸向布置于熱管外壁面。測(cè)點(diǎn)位置為測(cè)點(diǎn)距蒸發(fā)段端部距離。絕熱段1副熱電偶與溫控系統(tǒng)連接。熱電偶所測(cè)溫度通過數(shù)采實(shí)時(shí)上傳至計(jì)算機(jī)，由界面化程序顯示并實(shí)時(shí)記錄。

3 有芯重力鉀熱管啟動(dòng)試驗(yàn)

有芯重力鉀熱管的充液比是指工質(zhì)充滿吸液芯孔隙后余量占熱管蒸發(fā)段有效容積的比例。

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

圖3示出1#～3#熱管從常溫啟動(dòng)至控制點(diǎn)溫度為500、550和600 ℃過程中，各測(cè)溫點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化。表3列出1#～3#熱管啟動(dòng)試驗(yàn)溫度參數(shù)及散熱能力。

圖2 重力鉀熱管啟動(dòng)試驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of starting test device for gravity potassium heat pipe

圖3 1#～3#熱管啟動(dòng)過程各點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化Fig.3 Temperature change of each point during 1#-3# heat pipe starting

控制點(diǎn)溫度/℃序號(hào)充液量/g蒸發(fā)段最高溫度/℃冷凝段平均溫度/℃自然對(duì)流散熱功率/W輻射散熱功率/W總散熱功率/W功率提高比例/%5001#22550500.370.6314.43859.782#17.5565497.170309.1379.18.103#10.566548167.3283.4350.705501#22595542.377.8390.3468.15.312#17.5630549.979.2405.3484.59.003#10.563553175.8368.7444.506001#22705590.586.1493.1579.202#17.5695600.187.7515.8603.54.20

3.2 結(jié)果分析

如圖3所示，在控制點(diǎn)溫度500 ℃之前1#熱管各點(diǎn)溫度有較大波動(dòng)，2#和3#熱管波動(dòng)較小。這是由于此階段工質(zhì)并未與吸液芯完全浸潤(rùn)，使1#熱管液池高度較高，容易形成彈狀氣泡并產(chǎn)生間歇沸騰；控制點(diǎn)溫度500～550 ℃區(qū)間，由于工質(zhì)與吸液芯充分浸潤(rùn)、熱流輸入增大，3根熱管各自實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定升溫；550～600 ℃區(qū)間， 1#熱管蒸發(fā)段出現(xiàn)溫度波動(dòng)狀態(tài)，這是泡核沸騰和膜態(tài)沸騰交替在蒸發(fā)段壁面上出現(xiàn)的過渡沸騰傳熱現(xiàn)象[8]。此現(xiàn)象是由于輸入熱流密度增大及液池的存在，使部分內(nèi)壁及吸液芯被不穩(wěn)定的蒸汽膜覆蓋，造成壁面換熱能力下降、壁溫升高。在液池工質(zhì)擾動(dòng)及凝結(jié)液回流動(dòng)量作用下，已形成的汽膜會(huì)斷裂或以氣泡形式脫離壁面，液體重新覆蓋內(nèi)壁及吸液芯并開始泡核沸騰，進(jìn)而換熱增強(qiáng)、壁溫降低。當(dāng)蒸發(fā)段熱流密度較高但又不足以達(dá)到CHF時(shí)，上述膜態(tài)沸騰和泡核沸騰便會(huì)交替出現(xiàn)；550～600 ℃區(qū)間， 2#熱管蒸發(fā)段液池高度低，只存在吸液芯內(nèi)部的泡核沸騰，不會(huì)出現(xiàn)膜態(tài)沸騰，因此2#熱管溫度穩(wěn)定，換熱能力較強(qiáng)；550～600 ℃區(qū)間，3#熱管冷凝段溫度陡降、溫升速率慢，這是由于3#熱管工質(zhì)充裝量少(占吸液芯70%，無液池)，高溫區(qū)間蒸汽量增大，吸液芯中工質(zhì)進(jìn)一步減少，冷凝段縮短，凝結(jié)液回流速度變慢造成的。

試驗(yàn)結(jié)果溫度誤差來源由兩部分組成，首先是所使用的K型一級(jí)鎧裝熱電偶自身攜帶允差±1.5 ℃，另一方面是熱電偶與熱管外壁面采用金屬薄片緊箍固定，經(jīng)驗(yàn)表明該方法會(huì)帶來±2 ℃的誤差。因此本試驗(yàn)溫度測(cè)量結(jié)果總誤差約為±3.5 ℃。

4 無芯重力鉀熱管試驗(yàn)

無芯重力熱管充液比為工質(zhì)的體積量與蒸發(fā)段有效容積之比。

4.1 試驗(yàn)結(jié)果

圖4示出4#～6#熱管從常溫啟動(dòng)至控制點(diǎn)溫度為500 ℃過程中，各測(cè)溫點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線與500 ℃穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)各測(cè)溫點(diǎn)溫度變化和局部放大圖。表4列出4#～6#熱管溫度參數(shù)和散熱能力。

4.2 結(jié)果分析

如圖4a、b所示，充液比為210%的4#熱管升溫呈波動(dòng)上升狀態(tài)，波動(dòng)頻率隨整體溫度的升高而增大；試驗(yàn)中可清晰聽到管內(nèi)液柱間歇性撞擊冷凝段金屬端面的響聲，并伴隨管體振動(dòng)。蒸發(fā)段溫度變化狀態(tài)與冷凝段相反，此消彼長(zhǎng)。減少充液比，如圖4c、d所示，充液比85%的5#熱管在啟動(dòng)和穩(wěn)定后各點(diǎn)溫度脈動(dòng)狀態(tài)和液柱撞擊金屬端面聲明顯減弱。

產(chǎn)生上述溫度波動(dòng)現(xiàn)象的原因是熱管內(nèi)部工質(zhì)處于間歇沸騰狀態(tài)[9]。試驗(yàn)中4#熱管蒸發(fā)段長(zhǎng)度為10 cm，工質(zhì)液池高度約為21 cm，輸入熱量在液池中不足以形成穩(wěn)定的核態(tài)沸騰，如圖5所示，液池內(nèi)生成氣泡的直徑會(huì)很快增大，所形成的彈狀氣泡上沖至冷凝段，并將其上部的液柱拋至熱管頂部，撞擊冷凝段的端蓋，產(chǎn)生劇烈振動(dòng)。液柱沖至冷凝段后，在管壁上形成液膜，落回蒸發(fā)段液池，如此循環(huán)并形成間歇沸騰[10]。壁溫也隨彈狀氣泡和液柱上升而升高，隨液體回落而下降。

間歇沸騰有諸多危害：造成的機(jī)械振動(dòng)不利于熱管及裝置的機(jī)械穩(wěn)定性；造成的溫度波動(dòng)會(huì)引起熱源溫度波動(dòng)；換熱系數(shù)較泡核沸騰低，影響熱管傳熱效率。

因此應(yīng)避免或減弱間歇沸騰，對(duì)于本試驗(yàn)可行的方法是減少充液量以降低液池高度。當(dāng)充液比降至54%時(shí)，如圖4e、f所示，間歇沸騰、溫度脈動(dòng)大幅減弱，此時(shí)已無液柱撞擊聲響，熱管散熱功率也有所提高。

4.3 無芯重力熱管充液量探討

上述試驗(yàn)證明充液量過高會(huì)造成熱管劇烈的間歇沸騰，而充液量卻不是越少越好。充液量不足時(shí)蒸發(fā)段底部會(huì)出現(xiàn)干涸極限[9]，當(dāng)充液量只滿足蒸汽和下降液膜的流動(dòng)、底部無液池時(shí)，隨著熱流密度的增大，熱管底部將出現(xiàn)干涸，壁面溫度會(huì)持續(xù)升高，最終導(dǎo)致熱管失效。因此存在理論最小充液量。Streltsov[5]以Nusselt豎壁膜狀冷凝理論解為基礎(chǔ)，在忽略蒸汽與液膜間剪切力、假設(shè)蒸發(fā)段底部無液池的情況下，得到無芯重力熱管充液量與熱流量之間的關(guān)系式，即：

圖4 4#～6#熱管啟動(dòng)過程各點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線(a、c、e)與局部放大圖(b、d、f)Fig.4 Temperature change curve (a, c, e) and partial enlarged view (b, d, f)of each point during 4#-6# heat pipe starting

序號(hào)內(nèi)部結(jié)構(gòu)充液量/g(充液比/%)蒸發(fā)段最高溫度/℃冷凝段平均溫度/℃冷凝段溫度波動(dòng)/℃自然對(duì)流散熱功率/W輻射散熱功率/W總散熱功率/W4#無芯35(210)6754607063.7252.3315.95#無芯14(85)675479.33067.1280.7347.86#無芯9(54)620486.82068.3292.4360.7

(1)

式中：lc為冷凝段長(zhǎng)度；la為絕熱段長(zhǎng)度，la=0.1 m；le為蒸發(fā)段長(zhǎng)度；di為熱管內(nèi)徑，di=0.016 m；500 ℃時(shí)，μl=1.77×10-4Pa·s，ρl=726 kg/m3，hfg=2.079×106J/kg，熱量?jī)糨斎牍β蔘=400 W。代入式(1)得最小充液量為G=1.5 g。當(dāng)充液量小于1.5 g時(shí)將出現(xiàn)干涸極限。因重力熱管實(shí)際模型中蒸汽與液膜間存在較大剪切力，液膜自下而上有增厚趨勢(shì)，蒸汽腔內(nèi)常存在氣液混合物，而且管內(nèi)要有一定高度液池，以適應(yīng)過熱工況，并使液池內(nèi)處于核態(tài)沸騰以得到高的換熱系數(shù)，所以實(shí)際充液量將大于最小充液量[9]。本試驗(yàn)考慮到液池存在的必要性及鉀熱管充裝回路對(duì)最小充液量的可實(shí)現(xiàn)性，確定適合的充液量應(yīng)在5～9 g之間，充液比為30%～54%。

圖5 熱管間歇沸騰流型示意圖Fig.5 Heat pipe intermittent boiling flow diagram

5 有芯重力鉀熱管傾角試驗(yàn)

工程應(yīng)用中鉀熱管通常有10°以內(nèi)傾斜角度。圖6為2#有芯重力鉀熱管在控制點(diǎn)溫度為550 ℃時(shí)各點(diǎn)溫度隨傾角的變化。傾角為熱管偏離豎直軸線的角度。如圖6所示，隨熱管傾角的增大，熱管各點(diǎn)溫度呈上升趨勢(shì)。如表5所列，5°傾角時(shí)各點(diǎn)溫度增量為1～3 ℃，45°時(shí)增量為6～10 ℃。此現(xiàn)象說明蒸發(fā)段輸入的熱流密度隨傾角的增加而增大。這是由于當(dāng)熱管傾斜時(shí)，熱源與蒸發(fā)段外壁面擾流與換熱增強(qiáng)，蒸發(fā)段輸入的熱量便增加，導(dǎo)致熱管整體溫度的上升。鉀熱管10°以內(nèi)傾角變化時(shí)，溫度增量很小，約為各點(diǎn)溫度的0.5%～1.1%，此增量對(duì)熱管啟動(dòng)及整體傳熱性能影響很小。因此在此范圍內(nèi)可忽略傾角對(duì)熱管性能的影響，而主要考慮充液量的影響。

圖6 2#熱管各點(diǎn)溫度隨傾角的變化Fig.6 Temperature vs.inclination angle of each point for 2# heat pipe

測(cè)點(diǎn)T0°/℃T5°/℃T10°/℃T15°/℃T25°/℃T45°/℃1622625628630629632261661962262362262535855885915935925954578581584586585588555655756056156056365555575595605595627555556558558557561854554755055155055395515525545555545571054955055355455255511541543545546545548增量01～33～64～83～76～10

6 結(jié)論

針對(duì)高溫重力鉀熱管進(jìn)行了啟動(dòng)性能試驗(yàn)和分析，得到如下結(jié)論。

1) 有芯重力鉀熱管充液量不足時(shí)，熱管升溫緩慢、末端溫度低；充液量過高時(shí)，熱管啟動(dòng)出現(xiàn)間歇沸騰，高溫時(shí)出現(xiàn)過渡沸騰；本試驗(yàn)條件下3種充液量中最優(yōu)結(jié)果是17.5 g。啟動(dòng)試驗(yàn)條件下，控制點(diǎn)溫度為550 ℃時(shí)，熱管輻射散熱功率約為400 W。

2) 吸液芯的多孔結(jié)構(gòu)有利于產(chǎn)生汽化核心并形成泡核沸騰，提高內(nèi)壁面換熱系數(shù)；由于吸液芯毛細(xì)力的存在，液態(tài)工質(zhì)在吸液芯的周向及軸向分布較為均勻，有利于提高熱管啟動(dòng)的穩(wěn)定性、減小蒸發(fā)段與冷凝段溫差、增大熱管平均溫度和輻射散熱能力。

3) 無芯重力鉀熱管啟動(dòng)及升溫過程會(huì)出現(xiàn)間歇沸騰，間歇沸騰劇烈程度隨充液量的減少而降低。本試驗(yàn)條件下3種充液量中最優(yōu)結(jié)果是9 g，充液比為54%?？刂泣c(diǎn)溫度500 ℃時(shí)，輻射散熱功率為290 W。不建議進(jìn)一步升高溫度，以免蒸發(fā)段燒毀。

4) 間歇沸騰會(huì)造成熱管溫度波動(dòng)、殼體振動(dòng)，使蒸發(fā)段與冷凝段溫差增大、熱管平均溫度和冷凝段輻射散熱能力降低；無芯重力熱管內(nèi)壁為光滑壁面，不易形成汽化核心；冷凝液在周向及軸向分布不均勻，影響凝結(jié)效率及溫度分布的均勻性。

5) 工程范圍內(nèi)的傾斜角度對(duì)有芯重力鉀熱管溫度和性能的影響可忽略不計(jì)。

6) 有芯結(jié)構(gòu)的重力鉀熱管性能優(yōu)于無芯結(jié)構(gòu)的，工程應(yīng)用中應(yīng)采用有芯結(jié)構(gòu)。