常温小温差下的分离式热管换热器充液率研究

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g
25 8
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h
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i
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k
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l
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25 3
24 2
图 3 在不同充液率下蒸 发器与冷凝器表面温度分布
引言 电子设备的运行对温度、湿度及空气洁净度有
一定的要求, 因此通常在电子设备机房中装有空调 装置。热管是一种新型、高效的换热设备, 利用工
基金项目: 重庆大学 211工程 三期建设 项目 ( 项目编号: S - 09101)
质的相变吸放热原理, 传热系数高, 且结构简单、布 置灵活, 应用范围十分广泛 [ 1- 2] 。在我国大部分地 区, 冬季和春秋过渡季节多数时间的户外气温低于 20 。当室外环境温度低于电子设备机房的要求 温度时, 利用分离式热管散热器的小温差高效传热 性能, 可停用或部分停用常规空调系统, 有效降低 能耗, 减少机房运行和维护费用, 以达到节能减排 的目的。
降管流回蒸发器的工质可能处于未饱和状态, 但由 于管内工质为自然循环流动, 流量较小, 因此进入 蒸发器后将很快吸热而成为饱和液, 据此可忽略蒸 发器中的未饱和液态流动。
同理, 对于冷凝器, 可忽略其中的过热气态流 动段而视工质为饱和状态下的环状流。
综上所述, 在文中分离式热管散热器模型中, 蒸发器和冷凝器管内均为相变换热, 而上升管和下 降管则均为绝热。此时冷凝器出口、下降管和蒸发
表 l 换热器管壁温度分布
测温点 41
充液率 /%
65
82
98
113
a
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27 3
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25 3
b
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27 2
26 2
c
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28 9
28 1
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26 4
d
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29 1
28 3
27 3
26 4
e
32 2
29 2
28 5
26 1
26 5
f
33 7
31 6
28 7
lnv
-
ln( v xL + v - v xL ) xL (v - v )
( 9)
上升管和下降管中无相变, 即其中工质干度分
别为 xL 和 0, 工质质量分别为:
mv =
xLv
AvL v + ( 1 - xL )v
( 10)
m 1 = A lL l /v
( 11)
因此热管的总充液量为:
m = m e +m c +m l+m v
燃烧温度随燃气燃烧过剩空气系数、空气和燃 气加热温度的变化而变化, 对于同一燃烧设备当燃 用燃气种类发生变化时, 在满足燃烧设备加热温度 的条件下, 根据燃烧温度的变化规律, 通过调整过 剩空气系数、空气和燃气加热温度能够满足燃烧设 备加热温度的要求。
3 结论
钢铁企业炼钢过程中产生数量众多的各类燃 气, 各种燃气的燃烧温度受燃气燃烧的过剩空气系 数、空气和燃气的被加热温度等因素影响很大。当 过剩空气系数 1 2、空气和燃气均不预热时, 焦 炉煤气 ( COG )、转炉煤 气 ( LDG )、天然气 ( NG )、 COREX煤气 ( CRG) 四种燃气燃烧温度比较相近, 燃烧温度变化范围为 1800 ~ 2000 , 高炉煤气燃 烧温度比较低为 1200~ 1280 。当空气和燃气温 度均被加热到 400 时, 各种燃气的燃烧温度显著 提高, 对于低热值高炉煤气 ( BFG )燃烧温度提高约
当热管工作温度为 30 时, 按式 ( 12) 可算得 充液率下限值为 71 2% 。
3 试 验结 果及 分析
在蒸发器入口风温为 40 , 室外环境温度为 20 的试验条件下, 测试了 41% 、65% 、82% 、98% 和 113% 等 5组充液率下的蒸发器和冷凝器管的 壁温分布, 如表 1和图 3所示。
200 达到 1580 。因此, 燃气种类改 变时, 通过 调整过剩空气系数、空气和燃气加热温度能够满足 燃烧设备加热温度的要求。 参考文献
[ 1] 同济大学, 重庆建筑大学, 哈尔 滨建筑大 学, 等. 燃 气燃 烧与应用 [M ]. 北京: 中国建 筑工业出版社, 2000.
[ 2] 王秉铨. 工 业锅炉 设计 手册 [M ]. 北京: 机 械工 业出 版 社, 2000.
qm = q D l /r
( 5)
设蒸发器出口干度为 xL, 蒸发器总长为 L e, 则
蒸发器汽液总的质量流量为:
qm = ( q D Le ) / ( xL r)
( 6)
则在 l 处的干度为:
x = qm /qm = ( l xL ) /L
( 7)
由式 ( 7 )可见蒸发器中 x 沿管长 l呈线性变
热恶化。合理的充液率才能使热管工作于最佳状 态, 充分发挥分离式热管的高效传热性能。
分离式热管的充Baidu Nhomakorabea下限应使环膜烧干点在蒸
发器出口处, 即此处工质干度为 1。
2 1分离式热管模型 以水平布置的蒸发器为例, 管内两相流体沿流
动方向经历了液流、泡状流、弹状流、块状流、波状 流、环状流、雾状 流、气流等 流态 [ 4] 。虽 然通过下
R = m v /Ve
( 3)
式中: m 充入的工质质量, kg;
v 液相工质比体积, kg /m 3。
设蒸发器长度 为 L, 干度为 xL, 管内 径为 D。 距蒸发器入口 l 处的工质干度为 x, 则:
qm r= q D l
( 4)
式中: qm、qm 管内总流量和气相流量, kg / s。
则汽化的工质质量流量为:
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使局部传热性能降低。 可以看出当热管在 41% 充液率 工作时, 蒸发
器的管壁温度变化剧烈。测温点 a、b、c、d处的温 度变化不大, 其平均温度为 29 5 。测温点 e、f处 的温度与 a、b、c、d测温点温度突然间升高很大, 其 平均温度是 31 2 。由此可以看出该热管工质的 饱和温度是 29 5 。蒸发器上部在测温点 d处时 温度开始异常上升, 表明管内工质已经开始过热。 管内已经无液态工质存在。所以在 d 测温点之后 蒸发器已经无相变吸热状态。同理在 65% 充液率 的实验中, 同样出现了蒸发器上部温度异常升高的 现象。这同样表示了在蒸发器上部有部分的非相 变区。表明在蒸发器出口附近的管内工质全部气 化。这是由于较低的充液率造成了传热效率的低 下。
化, 同理可推知冷凝器中工质变化也呈线性变化。 因此蒸发器内工质质量为:
m
e
=
0
L
Ae v
dl
=
X0
Ae
0
x
1 v + ( 1- x)
v
L e dx xL
= A eL e
lnv
-
ln( v xL + v - v xL ) xL (v - v )
( 8)
类似地, 冷凝器内工质质量为:
m c = A cL c
可以看出, 在低充液率下, 蒸发器管壁温分布 较不均匀, 接近出口处的壁温分布较陡, 表明蒸发 器管内工质并不完全是相变吸热, 而存在过热段, 使局部传热性能降低。
同样, 在高充液率下, 蒸发器管壁温分布也不 均匀, 在入口附近壁温分布也较陡, 表明蒸发器管 内工质并不完全是相变吸热, 而存在未饱和段, 也
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常温小温差下的分离式热管换热器充液率研究
洪 光, 张春辉, 罗 晴, 张新铭 ( 重庆大学 动力工程学院, 重庆 400044)
摘要: 分离式热管散热器具有小温差下的高效传热能 力, 可 在一定条件 下替代室内 空调系 统, 以 达到 节能减排的目的。针对分离式热 管散热 器的应用 之需, 根据两 相流理 论和 R22工质 的热力 学性质 , 建立了最佳充液率的理论模 型, 进行了最佳充液率的计算及实验研究, 分析了不同充液率下蒸发器和 冷凝器管壁温度分布的实验 结果, 讨论了在常温小温 差条件下水 平布置分离 式热管散 热器的最 佳充 液率范围。 关键词: 分离式热管; 常温; 小温差; 充液率 中图分类号: TK172 4 文献标识码: A 文章编号: 1004- 7948( 2011) 01- 0024- 04 do:i 103969 / .j issn. 1004- 7948. 2011. 01. 007
注: a, b, c, d, e, f, g, h, ,i ,j k, l- 测温点。 图 1 分离式热管试验台
蒸发器和冷凝器均采用水平布置的蛇管串联 结构, 不设置上下集箱, 管束为错排布置。其中蒸 发器横截面如图 2所示, 铜管外壁钎焊有铝合金大 套片肋片。
图 2 蒸发器剖面图
设有 2组离心式风机, 可实现 0~ 4m / s的风速 调节。蒸发器前装有功率为 1800W 的电加热器, 用以加热蒸发器进风。该试验是模拟小温差环境 下室内 热 管 散 热 器 的 工 作。蒸 发 器 管 总 长 为 5 22m, 冷凝器管总长 7 34m, 管内径均为 8mm; 上 升管内径为 6mm, 下降 管内径 为 8mm, 管 长均为 2m。
( 12)
式中: A e、A c 蒸发器、冷凝器管内截面积, m 2;
A v、A l 上升管、下降管管内截面积, m 2;
v 、v 饱和蒸汽、总工质比体积, kg /m 3;
L e、L c L v、L l m e、m c m v、m l
蒸发器、冷凝器管总长度, m; 蒸发器、冷凝器管总长度, m; 蒸发器、冷凝器的工质质量, kg; 上升管、降液管的工质质量, kg。
2 分 离式 热管 的充 液率
分离式热管的充液率 R 定义为充入液相工质 的体积与蒸发器管内容积之比值 [ 3] , 有:
R = V l /Ve
( 1)
式中: V l 充入液相工质的体积, m 3;
Ve 蒸发器管内容积, m 3。
充液率是影响分离式热管传热效果的重要因
素之一, 也是热管设计和应用中必不可少的参数。 充液过多, 液态工质将会被气体夹带进入蒸汽上升 管, 甚 至到冷凝器, 降低系统 的传热性能; 充液过 少, 则会使加热段上部管内壁无液膜覆盖, 引起传
[ 3] 项凌. 燃气燃烧过程效率的热力 学分析 [ J]. 城市燃气, 2006, ( 3) : 13- 16.
[ 4] 钱申贤. 燃 气燃烧 原理 [M ]. 北京: 中 国建 筑工 业出 版 社, 1989.
[ 5] 宋鸿鹏, 周屈兰, 惠世恩, 等. 过量空 气系数 对燃气 燃烧 中 NOx 生成的影响 [ J]. 节能, 2004, ( 1): 12- 13.
分离式热管散热器试验装置由室内蒸发器和 室外冷凝器两部分组成, 蒸发器和冷凝器之间通过 蒸汽上升管和液体下降管连通, 形成一自然循环回 路。图 1所示为分离式热管试验台。冷凝器入口 高于蒸发器出口 0 8m, 以克服管内工质的流动阻 力损失。共布置有 15个测温点, 其中蒸发器和冷 凝器壁温各 6个, 另 3个为蒸发器进、出口和冷凝 器出口的风温。采用 级铜 - 康铜热电偶与 1台 A g ilent 34970A 数据采集仪将温度信号接入 PC 进 行记录与处理, 测温精度为 。冷凝器入口高位和 下降管低位装有排气阀, 用以排除管内不凝气体, 其中下降管低位的排气阀也作为充液口。蒸发器 出口装有压力表。
[ 6] 彭世尼, 黄蓉, 黄 山. 过剩 空气系 数与 富氧 燃烧 对理 论 燃烧温度影响的数值计算 [ J]. 能源技术, 2007, 28( 1): 17- 18.
作者简介: 任 建兴 ( 1961- ), 男, 江苏 海门人, 博 士, 教授, 从事能源高效利用与污染物控制等方面的研究工作。 收稿日期: 2010- 11- 24; 修回日期: 2010- 12- 15
器入口的管内工质干度为 0, 蒸发器出口、上升管 和冷凝器入口的管内工质干度相等 ( 对应充液率 下限, 此干度值为 1)。
蒸发器和冷凝器均设为恒热流密度条件, 有:
q = const.
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2 2分离式热管充液率计算 式 ( 1)中的充液率也可表示为:
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本文设计了一个试验装置, 采用 R22为工质, 研究在常温、小温差条件下工作的水平布置分离式 热管散热器的性能。根据两相流理论和工质的热 力学性质, 建立了最佳充液率的理论模型, 进行了 最佳充液率的计算, 实测了不同充液率下蒸发器和 冷凝器的管壁温度分布, 根据试验结果分析了最佳 充液率的范围。 1 试验装置