重力径向偏心热管的温度特性

王伟，夏国栋，马丹丹，程岳



重力径向偏心热管的温度特性

王伟，夏国栋，马丹丹，程岳

（北京工业大学环境与能源工程学院，强化传热与过程节能教育部重点实验室，北京 100124）

研制了不锈钢-水重力径向偏心热管，在70～100℃范围内实验研究了该热管的温度特性及其影响因素。当冷凝段处于自然对流时，较大充液率、上部控温方式和较低运行温度有利于提高冷凝段及蒸发段壁面温度的稳定性和均匀性；冷凝段内壁中心处的温度稳定性2 h内为±0.024℃，其中心段20 cm内温度均匀性为0.142℃。当采用强制对流冷却时，增大充液率、降低冷却能力可提高蒸发段平均温度，并改善蒸发段外壁面温度均匀性。此外，分析了热管通过相变换热及其热容来提高温度稳定性和均匀性的传热机理。此类热管在温度校准领域具有较好的应用前景。

径向偏心热管；汽化；凝结；传热；充液率；温度稳定性；温度均匀性

引 言

径向热管是一种热量主要沿径向传递的异型热管，具有启动速度快、热导率高、均温性能好等优点。因而被广泛应用于传热和温度控制领域，如低温余热回收、半导体材料生长、标准黑体温度标定等领域[1]。在传热领域，由于径向热管为双层结构，其径向热阻随内外管径比变化，因而热管蒸发段外壁温度可调，有效解决了低温余热回收中露点腐蚀这一难题。在温度控制领域，因其优良的均温性能，径向热管常被用作等温炉衬来提高加热炉温场的稳定性和均匀性。同轴径向热管的同轴布置限制了充液高度，降低了传热效率。而径向偏心热管可克服这一限制，将充分发挥相变换热优势，提高设备换热效率，受到了人们广泛关注。

目前，对径向热管的研究主要集中在数值模拟、实验和应用研究方面。Faghri等[2-4]首次研究了同轴径向热管，通过数值模拟，计算了同轴径向热管内部二维、稳态、不可压缩蒸汽流动，发现同轴径向热管的传热能力比同外形尺寸的轴向热管提高了80%。Nouri-Borujerdi等基于SIMPLE算法，模拟了同轴径向热管内部蒸汽流动规律，获得了腔内蒸汽压力和温度的分布规律[5]，并且数值模拟了同轴径向热管局部加热时，腔内稳态、不可压缩蒸汽层流流动特性，发现随蒸汽径向Reynolds数的增大，将在蒸发端和冷凝端产生大量回流区域，从而提高热管换热性能[6]。他们还对同轴径向热管进行了综述，认为建立更精确的数学模型和开展进一步的实验研究是未来的发展趋势[7]。虞斌等[8]对不锈钢-钠同轴径向热管的传热特性进行了实验研究，发现径向热管具有启动快、等温性高、传热功率大等优点。胡爱凤等[9-10]对径向热管的传热热性进行了实验和数值分析研究，得出了热管外壁面温度及腔体内部蒸汽的温度、速度分布规律。石程名等[11]通过对偏心径向热管的实验研究和分析，发现影响偏心径向热管传热性能的主要因素有热通量、充液率及工作温度等，并采用多元线性回归的方法推出了各影响因素与热管总热阻的关系式。杨峻等[12]分析了重力径向偏心热管的传热特性，并推导出了冷凝段外壁面局部换热系数随圆周角的变化规律。涂福炳等[13-14]对同轴径向热管进行了实验和数值模拟研究，得到了热管外壁温度分布规律、最佳充液率、传热系数的实验关联式及热管内部工质的温度和速度分布规律。在工程应用研究方面，主要利用其传热和均温特性。蒋丽芬[15]和孙新红等[16]分别介绍了径向热管省煤器在硫酸装置和环保节能上的应用。Chi[17]和闫小克等[18-20]在均温特性方面做了相关实验研究，认为其可有效提高热源温度场的稳定性和均匀性。

综上可知，对同轴径向热管的研究主要集中在其传热特性方面，如：热管内部蒸汽的压力分布及流动特性，充液率、运行温度、加热功率对热管换热系数的影响及蒸发段外壁面的温度分布。但对于径向偏心热管控温和均温方面的研究不足，有待进一步研究。

本文采用了与实际应用更接近的恒温加热，分别研究了在自然对流和强制对流工况下充液率、控温位置、运行温度和冷却能力等因素对重力径向偏心热管温度特性的影响。此外，定性分析了热管通过相变换热及其热容来提高温度稳定性的传热机理，以期为其应用提供参考依据。

1 实验装置和方法

1.1 实验装置

如图1所示，实验系统主要由加热系统、抽真空灌注系统、冷却系统、测量系统和数据采集系统组成。加热系统由加热带和温度控制器构成，加热带均匀缠绕在外管外壁面，其加热通断由温度控制器调节。加热带外部覆有保温层，以减小加热系统漏热。冷却系统由离心风机和风道组成。风机将室内空气送入内管，实现热量传递。出口风速和温度由热线风速仪测定。温度测量和采集系统主要由铂电阻测温元件和ASL-F500高精度多通道测温电桥组成，并通过RS232数据线与电脑相连，由数据采集软件自动获取实验测试结果。

1.2 重力径向偏心热管

重力径向偏心热管结构及尺寸如图2所示，其由轴心间距25 mm、壁厚1.5 mm的内外圆管组成。端部安装高真空针阀，方便充液率调整。

实验过程中热管水平放置，内管位于外管轴线正上方。外管外壁受热，内管内壁被冷却，故外管和内圆管分别为传统意义上热管的蒸发段和冷凝段。当外管外壁受热后，热管腔内液态工质吸热汽化，蒸汽在压差的作用下从蒸发段流向冷凝段凝结，凝结液在冷凝壁面不断积累并在重力作用下滴入液池。此过程循环往复，从而实现热量的连续传递。在传热过程中，重力径向偏心热管具有受热面积大、蒸汽流道宽、流动距离短及不凝性气体不易在冷凝壁面周围集聚的优点，因而呈现了启动速度快、等温性能好、传热极限高和运行寿命长的特点。此外，其偏心结构使液态工质在部分淹没内管前具有更大充液量，可进一步增强换热。

该热管结构对称，故在外管外壁面安装了7只膜片式铂电阻温度计，如图2所示。其中，PRT1～PRT5位于外管外壁面中心处，沿其周向自上而下间隔45°分布，PRT6、PRT7位于外管外壁底部，沿其轴向从中心处间隔70 cm分布。内管内壁面中心处温度由中国计量科学院校准的二等标准铂电阻温度计测得。二等标准铂电阻温度计外径7 mm、长480 mm。为保证其测温端与内壁面接触良好，在内管中设置弹性支架。

1.3 实验内容

实验研究了内管处于自然对流和强制对流工况下，重力径向偏心热管的温度特性及其影响因素。在自然对流工况下，研究了充液率（充液率为液体工质体积与热管腔内总体积之比）、控温方式和运行温度对热管温度稳定性和均匀性的影响。在强制对流时，采用上部控温方式，研究了充液率、运行温度及冷却能力对外管外壁面温度分布的影响。实验测试参数范围如下：充液率为15%～60%；运行温度为70～100℃；冷却风速为2～8 m·s-1。

1.4 误差分析

实验涉及的物理量测量包含温度、体积和速度。温度测量采用ASL-F500高精度多通道测温电桥，其准确度为±0.005℃，分辨率为0.001℃。测温误差主要取决于测温元件，所以经校准的具有A级精度的膜片式铂电阻温度计和二等标准铂电阻温度计的测温精度分别为±0.1和±0.005℃。充液量采用1000 ml量筒测量，测量精度10 ml。热线风速仪的风速测量精度为0.1 m·s-1。

2 实验结果与讨论

2.1 自然对流工况下热管温度特性

2.1.1 温度稳定性

将稳定运行时测点温度2 h最大变化值作为热管温度稳定性的评价指标。图3显示了上部控温（PRT1接温度控制器）时，内管内壁面中心处温度稳定性随充液率、运行温度的变化。结果表明，其稳定性随充液率增加、运行温度降低而提高。在控温70℃、充液率为60%时，其中心处2 h温度稳定性为±0.024℃。

图4给出了控温70℃时，充液率对外管外壁面各测点温度稳定性的影响。结果表明，PRT2～PRT5测点温度稳定性随测点水平位置升高、充液率减小而恶化。

对比图3、图4发现，内管内壁面温度稳定性优于外管外壁面。这是因为，内管外壁面被冷凝液膜覆盖，当腔内蒸汽温度升高或降低时，冷凝液膜层将发生相变，吸收或释放潜热，以维持内管内壁面温度稳定。此外，外管底部的液态工质由于其自身热容和相变潜热的存在，削弱了外部热源对热管温度波动的影响。因而，内管内壁面的温度稳定性随充液率增大而提高。对于外管外壁面，PRT1接入温度控制器，所以其温度稳定性未给出。PRT2测点对应的外管内壁面处始终未被液体浸润，且距离控温传感器位置较近，所以其温度稳定性随充液率变化不大。PRT3测点的温度稳定性随充液率变化非常敏感，这是由于增大充液率，与PRT3对应的外管内壁面将被浸润，其换热工况发生变化所致。PRT4、PRT5始终被液体浸润，所以其温度稳定性较好。PRT6、PRT7较PRT5的温度稳定性差，主要是因为实验过程中沿热管端面有漏热，其稳定性受环境温度波动影响较大所致。

通过以上对比，充液率为60%时热管温度稳定性最优。图5、图6给出了充液率为60%，温控传感器分别位于上部（PRT1）和下部（PRT5）时对其稳定性的影响。从图中可以看出，上部控温较下部控温更有利于热管温度稳定性提高。因为，温控传感器测点位于不同位置时，换热工况不同所致。

外管上部不锈钢壳体与蒸汽接触，其传热系数较低，下部不锈钢与液体接触，其传热系数较大。上部不锈钢壳体与蒸汽的总热容小于下部壳体与液态工质总热容。温度控制器的控温精度决定了控温点位置温度的波动大小，相同的温度变化量，下部控温时，热管将吸收或释放更大热量，从而引起较大的温度波动，其温度稳定性降低。随着运行温度的升高，热管向环境散失热量增大，环境温度波动将对其温度稳定性产生较大影响。所以，随着运行温度的升高，热管温场稳定性变差。

2.1.2 温度均匀性

将热管稳定运行时外管外壁面和内管内壁面不同测点间的最大温差作为温度均匀性的评价指标。图7、图8显示了上部控温时，充液率对热管温场均匀性的影响。内管内壁中心段沿轴向长20 cm，等间隔分布5个测温位置。热管稳定运行时，将二等标准铂电阻温度计由右向左每10min移动5 cm，测试不同位置的温度值。从图7可以看出，随充液率增加，内管内壁面温度均匀性得到改善；相同充液率，运行温度对均匀性的影响较小。控温70℃时，内管内壁面中心段20 cm温度均匀性为0.142℃。图8显示了控温70℃时，外管外壁面的温度分布。从图中可以看出，随着充液率的增加，蒸发段外壁面的温度分布更加均匀。PRT6、PRT7的温度低于其他测温点，这是由于热管向环境漏热，存在轴向温度梯度所引起的。

对比图7、图8可以看出，内管内壁面温度均匀性明显优于外管外壁面，这是因为热管在运行时具有等温特性。热管水平放置时，蒸汽流动距离较短，流通截面积较大，因此蒸汽在输运过程中产生的压降损失较小，由克劳修斯-卡拉贝龙方程和理想气体状态方程可知，蒸汽流动产生温降较小，所以内管壁面具有优异的等温性能。

图9、图10给出了控温位置、运行温度对热管温度均匀性的影响。从图中可以看出，上部控温方式较好，热管温度均匀性随运行温度的升高而恶化，内管内壁面温度均匀性优于外管外壁面。这是因为，运行温度升高，对外漏热增加，沿热管轴向的温度梯度变大，造成内管壁温度均匀性变差。上部控温方式提高了热管温度稳定性，同时也使其均匀性得到提高。

2.2 强制对流工况下热管温度特性

内管内壁处于强制对流时，实验采用与实际换热工况近似的上部控温方式。图11给出了控温70℃、冷却风速为8 m·s-1时，充液率对外管外壁面温度分布的影响。由图可知，随着充液率的增加，外管外壁面的温度均匀性得到改善，其测点平均温度有所升高。这是因为充液率增大时，外管内壁面被液体工质浸润的面积增大，传热系数提高所致。PRT7处于内管冷却流体入口段下方，温度较低。在入口段，冷却流体温度较低，蒸汽与内管外壁温差较大，腔内大量蒸汽在入口段外壁面凝结为过冷液体，并在重力作用下滴入液池，引起外管外壁面温度降低。

图12给出了控温90℃、充液率为60%时，冷却能力对外管外壁面温度分布的影响。结果表明，随着冷却能力增强，壁面温度降低。因为内管内壁面与冷却流体的换热热阻是换热过程的主要热阻，其热阻减小导致外管外壁面温度降低。PRT2位于热管上部，外管上部壳体与蒸汽传热系数低，且与控温位置较近，所以其温度下降幅度较小。

图13给出了控温70℃时，充液率和冷却能力对外管外壁面温度均匀性的影响。结果表明，随着充液率减小、冷却能力提高，外管外壁面温度均匀性恶化。随着充液率增加，外管内壁面浸润面积增大，热管换热能力增强，外管外壁面温度均匀性提高。在给定的充液率和控制温度下，随着冷却能力的增强，热管总热阻减小，因此PRT3～PRT5温度降低。但PRT2下降幅度较小，致使外管外壁面周向温差增大。

图14给出了充液率为60%时，运行温度对外管外壁面温度均匀性的影响。由图可知，外管外壁面周向温差随运行温度提高、冷却能力增强而增大。运行温度提升，引起腔内蒸汽压力增大，沸腾传热系数提高，致使外管外壁下部温度降低，热管外壁面周向温差增大。综上，外管外壁面的周向温差随着充液率降低、运行温度升高及冷却能力增强而增大。

3 结 论

通过对重力径向偏心热管在自然对流和受迫对流工况下温度特性及影响因素的研究，得到如下结论。

（1）热管通过相变换热及其热容显著提高冷凝段温度特性。在自然对流工况下，当热管外部控温精度±2℃时，热管冷凝段内壁面中心处2 h温度稳定性为±0.024℃；冷凝段中心段20 cm及相应蒸发段外壁面温度均匀性分别为0.142和2.676℃。

（2）充液率、控温方式和运行温度影响热管温度特性。因此，确定最佳充液率、选择合适控温方式及运行温度是优化热管温度特性的重要途径。

（3）温度控制器控温精度影响热管温度特性。若进一步提高热管性能，可采用更高精度的温度控制器。

符 号 说 明

FR——充液率 T——控制温度，℃ U——冷却风速，m·s-1 ϕ——直径，mm

References

[1] 庄骏, 张红. 热管及其工程应用[M]. 北京: 化学工业出版社, 2000: 2-4.
ZHUANG J, ZHANG H. Heat Pipe and Engineering Application [M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2000: 2-4.

[2] FAGHRI A. Vapor flow analysis in a double-walled concentric heat pipe [J]. Numerical Heat Transfer, 1986, 10(6): 583-595.

[3] FAGHRI A, PARVANI S. Numerical analysis of laminar flow in a double-walled annular heat pipe [J]. Journal of Thermophysics and Heat Transfer, 1988, 2(2): 165-171.

[4] FAGHRI A, THOMAS S. Performance characteristics of a concentric annular heat pipe (Ⅰ): Experimental prediction and analysis of the capillary limit [J]. Journal of Heat Transfer, 1989, 111(4): 851-857.

[5] NOURI-BORUJERDI A, LAYEGHI M. A numerical analysis of vapor low in concentric annular heat pipes [J]. Journal of Fluids Engineering, 2004, 126(3): 442-448.

[6] LAYEGHI M, NOURI-BORUJERDI A. Vapor flow analysis in partially-heated concentric annular heat pipes [J]. International Journal of Computational Engineering Science, 2004, 5(1): 235-244.

[7] NOURI-BORUJERDI A, LAYEGHI M. A review of concentric annular heat pipes [J]. Heat Transfer Engineering, 2004, 26(6): 45-58.

[8] 虞斌, 朱亚军, 涂善东. 同轴径向传热热管传热性能的初步实验研究[J]. 石油化工设备技术, 2000, 21(3): 36-42.
YU B, ZHU Y J, TU S D. The preliminary experimental investigation of heat transfer property of radial heat transport co-axis heat pipe [J]. Petro-Chemical Equipment Technology, 2000, 21(3): 36-42.

[9] 胡爱凤, 杨学忠. 无吸液芯径向热管的传热机理[J]. 南京工业大学学报, 2005, 27(1): 51-56.
HU A F, YANG X Z. Heat transfer mechanism in radial heat pipe without wick [J]. Journal of Nanjing University of Technology, 2005, 27(1): 51-56.

[10] 胡爱凤. 径向热管传热的数值计算及其结果分析[J]. 低温与超导, 2008, 36(8): 83-86.
HU A F. Analysis and calculation of radial heat pipe heat transfer [J]. CryogenicsSupper Conductivity, 2008, 36(8): 83-86.

[11] 石程名, 李凌波, 徐灿军. 无吸液芯偏心径向热管传热性能实验[J]. 重庆工学院学报(自然科学版), 2008, 22(7): 47-50.
SHI C M, LI L B, XU C J. Experiments on heat transfer performance of radial eccentric heat pipes without wick [J]. Journal of Chongqing Institute of Technology (Natural Science), 2008, 22(7): 47-50.

[12] 杨峻, 张红, 庄骏, 等.径向偏心重力热管的传热性能分析[J]. 南京工业大学学报(自然科学版), 2010, 32(6): 75-79.
YANG J, ZHANG H, ZHUANG J,. Heat transfer performance analysis for radial eccentric gravity heat pipe [J]. Journal of Nanjing University of Technology (Natural Science Edition), 2010, 32(6): 75-79.

[13] 涂福炳, 徐欣, 周孑民, 等. 同轴径向热管传热特性实验研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2011, 42(4): 1145-1149.
TU F B, XU X, ZHOU J M,. Experimental study on heat transfer characteristics of coaxial and radial heat pipe [J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2011, 42(4): 1145-1149.

[14] 涂福炳, 贾煜, 武荟芬, 等. 同轴径向热管的数值模拟[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2012, 43(1): 372-377.
TU F B, JIA Y, WU H F,. Numerical simulation of coaxial and radial heat pipe [J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2012, 43(1): 372-377.

[15] 蒋丽芬. 径向热管省煤器工作原理与在硫酸装置中的应用[J]. 硫磷设计与粉体工程, 2002, 2002(2): 25-27.
JIANG L F. The operating principle and the application of the radial hot tube economizer for the sulphuric acid plant [J]. Sulphur PhosphorusBulk Materials Handling Related Engineering, 2002, 2002(2): 25-27.

[16] 孙新红, 唐媚. 径向热管省煤器在环保节能上的应用[J]. 节能, 2007, 298(5): 38-39.
SUN X H, TANG M. The application of the radial heat pipe economizer for energy conversion [J]. Energy Conservation, 2007, 298(5): 38-39.

[17] CHI S H. Heat Pipe Theory and Practice [M]. New York: McGraw-Hill, 1976: 8-10.

[18] 闫小克, 吕卓凡, 马重芳, 等. 高精度钠热管固定点炉及其等温特性[J]. 计量学报, 2009, 30(6): 489-492.
YAN X K, LÜ Z F, MA C F,. High precise sodium heat pipe fixed point furnaces and their isothermal characteristics [J]. Acta Metrologica Sinica, 2009, 30(6): 489-492.

[19] YAN X K, DUAN Y N, WANG W,. Thermal characteristics of a sealed glass-water heat pipe form 0℃ to 60℃ [J]. International Journal of Thermophysics, 2011, 32(1/2): 224-236.

[20] YAN X K, DUAN Y N, ZHANG J T,. Improvement in temperature stability of standard resistors using heat pipe [C]// MEYER C W. AIP Conference Proceedings. Los Angeles, American: American Institute of Physics, 2013, 1552: 840-843.

Temperature characteristics of radial eccentric gravity heat pipe

WANG Wei, XIA Guodong, MA Dandan, CHENG Yue

(Key Laboratory of Enhanced Heat Transfer and Energy Conservation Ministry of Education, College of Environmental and Energy Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)

The temperature characteristics and their effect factors of a radial eccentric gravity heat pipe were investigated experimentally under natural convection and forced convection. For the test, a radial eccentric gravity heat pipe was fabricated with two eccentric pipes of unequal diameters that create an annular vapor space. The radial eccentric heat pipe was sealed with a high vacuum valve by which the filling ratio could be changed. The experiments were performed in the range from 70 to 100℃ and filling ratios (FR) from 15% to 60%. The temperature stability, uniformity and distributions of the outer surface of the outer pipe and the inner surface of the inner pipe were affected by various factors, such as filling ratios, the locations of the heater controller probe and the cooling capabilities of the inner pipe. The wall temperature distributions on both the outer surface of the outer pipe and the inner surface of the inner pipe were monitored and analyzed. The results indicated that the temperature stability of the inner surface of the inner pipe was about ±0.024℃ for 2 h. The maximum temperature difference was 0.142℃ over 20 cm in the central part of the measuring zone and the minimum temperature of the outer surface of the outer pipe appeared underneath the inlet of cooling air. The results also showed that the radial eccentric gravity heat pipes were very promising in the applications of temperature calibration field.

radial eccentric heat pipe; vaporization; condensation; heat transfer; filling ratio; temperature stability; temperature uniformity

supported by the National Natural Science Foundation of China (51176002), the National Basic Research Program of China (2011CB710704) and the Natural Science Foundation of Beijing (3142004).

date: 2016-03-30.

Prof. XIA Guodong, xgd@bjut.edu.cn

TK 172.4

A

0438—1157（2016）09—3651—07

10.11949/j.issn.0438-1157.20151661

国家自然科学基金项目（51176002）；国家重点基础研究发展计划项目（2011CB710704）；北京市自然科学基金项目（3142004）。

2015-11-03收到初稿，2016-05-11收到修改稿。

联系人：夏国栋。第一作者：王伟（1985—），男，博士研究生。