CN103245237B - 一种热管 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种热管结构。包括管壳、端盖和管壳外周的外翅片，管壳内有设置于蒸发段的螺旋内翅片；螺旋内翅片是等螺旋结构，螺旋内翅片的螺旋结构环绕固定轴设置并与固定轴连接固定，固定轴固定在管壳内轴中心。所述等螺旋结构是指螺旋的间距、螺旋角、锥角相同的螺旋结构；螺旋内翅片有大于0度的螺旋角和锥角ψ。本发明热管结构提高了换热效率，可以大幅度减少蒸发段的长度，同时在相同换热要求条件下减少整体热管数量，由于本发明技术旨在改变热媒传导方向，所以热管螺旋内翅片结构可以为耐高温塑料材质，从而可以节约热管换热器整机钢材数量。

Description

一种热管

技术领域

本发明属于热交换技术领域，尤其属于一种高效传热元件的设计制造技术领域，特别涉及一种热管的设计与制造。

背景技术

热管是封闭的管壳中充以工作介质并利用介质的相变吸热和放热进行热交换的高效换热元件。热管由管壳、端盖和管壳外周的外翅片组成，管壳内充以适量的工作介质；热管的一端为蒸发段或加热段，另一端为冷凝段或冷却段，根据应用需要在两段中间可布置绝热段。当热管的一端受热时工作介质蒸发汽化，蒸汽在微小的压差下流向另一端放出热量凝结成液体，液体再流回蒸发段。如此循环，热量由热管的一端传至另一端。当加热段在下，冷却段在上，热管呈竖直放置时，工作液体的回流靠重力足可满足，这种热管称为重力热管。

热管的工作，主要是借助于管内介质的相变进行传热，无论是在蒸发段还是在冷凝段，都是管内介质通过了二次对流换热，一次导热与加热介质或者与被加热介质进行热交换的过程，现有热管是一种高效的传热元件，其高效性体现在轴向导热性能优良，然而当管内流通面积的半径较大时，径向热阻对热管传热性能的有影响，所以如何进一步提高热管的传热性能，针对热管径向传热的研究和热管结构改进是本领域一直努力的方向。

发明内容

本发明根据现有技术的不足公开了一种热管结构。本发明要解决的问题是提供一种在相同热管外径、长度结构的条件下，具有更好传热性能的热管结构及其设计方法。

本发明通过以下技术方案实现：

热管，包括管壳、端盖和管壳外周的外翅片，其特征在于：所述管壳内有设置于蒸发段的螺旋内翅片。

所述螺旋内翅片是等螺旋结构，螺旋内翅片的螺旋结构环绕固定轴设置并与固定轴连接固定，固定轴固定在管壳内轴中心。所述等螺旋结构是指螺旋的间距、螺旋角、锥角相同的螺旋结构。

所述螺旋内翅片有大于0度的螺旋角和锥角ψ。

上述螺旋角由下式计算给出：由于Ty=Tx，所以

上述锥角ψ由下式计算给出： $\mathrm{\ψ}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_z}{T_y}\right),$ 或 $\mathrm{\ψ}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_z}{T_x}\right);$

上述螺旋内翅片在管壳中设置长度与热管蒸发段长度L相同，蒸发段长度L由下式计算给出： $L=H\·\sin \left(\mathrm{arctg}\left(\frac{T_Z}{\sqrt{2}\·T_X}\right)\right).$

其中是螺旋角，ψ是锥角，Tz是热管内蒸发段轴向温度梯度，Ty是热管内蒸发段沿y轴方向温度梯度，Tx是热管内蒸发段沿x轴方向温度梯度，H是未安装本发明螺旋内翅片的原始换热管蒸发段换热长度。

如说明书附图5所示，上述螺旋角是螺旋内翅片外边缘切线与径向平面的夹角，锥角ψ是螺旋内翅片锥体面与径向平面的夹角；如说明书附图6所示，上述Tz是热管内蒸发段轴向温度梯度，Ty是热管内蒸发段径向y轴方向温度梯度，Tx是热管内蒸发段径向x轴方向温度梯度。

本发明有益性，本发明热管结构提高了换热效率，可以大幅度减少蒸发段的长度，同时在相同换热要求条件下减少整体热管数量，由于本发明技术旨在改变热媒传导方向，所以热管螺旋内翅片结构可以为耐高温塑料材质，从而可以节约热管换热器整机钢材数量。

附图说明

图1是本发明热管一种结构示意图；

图2是本发明热管截面示意图，即图1AA截面示意图；

图3是本发明热管螺旋内翅片结构示意图；

图4是本发明热管螺旋内翅片截面示意图；

图5是本发明热管螺旋内翅片结构放大示意图；

图6是热管温度梯度分布示意图；

图7是温度矢量和速度矢量示意图。

图中，1是端盖，2是管壳，3是外翅片，4是固定轴，5是螺旋内翅片，是螺旋角，ψ是锥角，L是螺旋内翅片在管壳中设置长度，LA是热管总长度，d是螺旋内翅片轴向间距，Tz是热管内蒸发段轴向温度梯度，Ty是热管内蒸发段径向y轴方向温度梯度，Tx是热管内蒸发段径向x轴方向温度梯度，T是热管内蒸发段温度梯度，U＇是传统热管流体流向速度，U是螺旋内翅片热管流体流向速度，θ是场协同角度，α是温度梯度与径向的夹角，β是热管内轴向温度与Ty或者Tx的夹角。

具体实施方式

下面通过实施例对本发明进行进一步的描述，本实施例只用于对本发明进行进一步的说明，但不能理解为对本发明保护范围的限制，本领域的技术人员可以根据上述本发明的内容作出一些非本质的改进和调整属于本发明保护的范围。

结合图1至图7。

现有热管是一种高效的传热元件，其高效性体现在轴向导热性能优良，然而当管内流通面积的半径较大时，径向热阻对热管传热性能的影响却不得不考虑，这也正是本发明所要解决的技术难题，本发明提出能够解决制约热管向大管径方向发展难题的一种内螺旋翅片结构。

热管的工作主要是借助于管内介质的相变进行传热，无论是在蒸发段还是在冷凝段，都是管内介质通过了二次对流换热，一次导热与加热介质或者与被加热介质进行热交换的过程；本发明主要是强化热管蒸发段内部的对流换热，并提出的一种新的热管内翅片结构。

如图所示，本发明热管包括管壳2、端盖1和管壳外周的外翅片3，管壳2内有设置于蒸发段的螺旋内翅片5。

螺旋内翅片5是等螺旋结构，螺旋内翅片5的螺旋结构环绕固定轴4设置并与固定轴4连接固定，固定轴4固定在管壳2内轴中心。

等螺旋内翅片5有大于0度的螺旋角和锥角ψ。

本发明发明原理如下：

基于场协同理论的层流对流换热模型为：

${\mathrm{Nu}}_x=\mathrm{Re}\·\mathrm{Pr}\·\underset{0}{\overset{1}{\∫}}(\stackrel{\mathrm{\ρ}}{u}\·\▿\stackrel{\mathrm{\ρ}}{T})\·\mathrm{dy}---(2-1-a)$

${\mathrm{Nu}}_x=\mathrm{Re}\·\mathrm{Pr}\·\underset{0}{\overset{1}{\∫}}\left(\right|\stackrel{\mathrm{\ρ}}{u}|\·|\▿\stackrel{\mathrm{\ρ}}{T}|\·\cos \mathrm{\β})\·\mathrm{dy}---(2-1-b)$

由式(2-1-b)可以得到强化传热的三个途径：

（1）提高Re数，即增加流速，缩小通道直径等；

（2）提高Pr数，改变流动介质的物理性质，可以通过增加流体的比热或粘性；

（3）增加积分的值，也就是增加的积分值，可以通过改变热边界层厚度内的热源强度以及改变它们之间的夹角来实现。

且清华大学过增元等人为此定义了一个场协同数：

无论是在层流、湍流，稳态还是非稳态换热过程中，描述换热强度通常采用场协同散度方程。

$\▿\stackrel{\mathrm{\ρ}}{J}=\▿{\stackrel{\mathrm{\ρ}}{J}}_d+\mathrm{\ρ}\·\mathrm{Cp}\·\left|\stackrel{\mathrm{\ρ}}{u}\right|\·|\▿\stackrel{\mathrm{\ρ}}{T}|\·\cos \mathrm{\β}---(2-3)$

J—总热通量矢量

J_d—通过导热传递的热通量矢量

β—速度矢量与温度梯度矢量的夹角

现有的热管散热翅片结构都是为了弥补两相的传热系数相差较大的缺陷而设计的，且此类翅片结构一般设计在热管外侧；并未达到场协同强化换热的效果，因此本发明按照场协同理论做了如下的结构设计：

a）、整体结构为等螺旋翅片；

b）、翅片螺旋角的设计；

c）、与内螺旋翅片相匹配的蒸发段长度的设计；

本发明所提供的一种新的内螺旋翅片热管，就是将蒸发段的冷凝回流下行液和蒸发上行液的流向做相应改变，在轴向截面内，因为外部温度较高，工质吸收热量后沿着与场协同角度保持一致的外螺旋角上升；而冷凝段的回流液体在温度梯度场作用下，沿着内螺旋线方向快速下降。

本发明结构设计

热管蒸发段内部的温度梯度方向和流体流向U＇如图6所示，传统热管内的流体运动方向是沿轴向运动，而本发明提出的翅片主要是应用于改变流体运动速度矢量和温度梯度矢量使得协同角度减小，以强化传热过程。

传统热管的速度方向U＇如图6所示，新型热管内翅片速度流向改变为U。由场协同数，可以得到热管蒸发段吸收的热量Q与场协同角度θ有如下关系。

Q——热管中传递的热量

——管内工质流速大小

——管内温度梯度的大小

θ——热流体流动方向与温度梯度方向的夹角

l——为传热面的几何特征长度，这里为热管内径长度

λ——热管内工质的导热系数

Re——雷诺数，工质的流动情况

Pr——普朗特数，工质的流动情况

△T_m——热管管内的对数平均温度

A——为换热面积，在这里为管子的内表面面积

C——为常数，由实验数据确定

x、y——为实验系数，根据场协同数定义x=y=1

若将温度按照图7所示坐标分解，流速U=(U_x,U_y,U_z),T=(T_x,T_y,T_z),那么吸收的热量Q=(Q_x,Q_y,Q_z),得到张量式：

（1）在传统热管中U=(0,0,U_z)，T=(T_x,T_y,T_z)，cosθ=1，所以，传统热管蒸发段吸热为:

（2）在本发明试着改变管中流向，使得，此时有，此时θ=0，即流场与热场很好的协同。本发明热管结构中蒸发段的吸热量

热管热通量就是使得θ角最小时，热通量最大；如图5所示，若使得新型内螺旋翅片的螺旋角，螺旋锥角∠ψ=∠β时，可以使得这个角度最小。此时换热量得以强化。

图5热管内螺旋翅片螺旋角与锥角示意图

$\mathrm{\α}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_Z}{\sqrt{T_y^2+T_x^2}}\right),$ 或， $\mathrm{\α}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_Z}{\sqrt{2}\·T_X}\right)---(3-3)$

$\mathrm{\β}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_z}{T_y}\right),\mathrm{or},\mathrm{\β}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_z}{T_x}\right)---(3-4)$

α是温度梯度与径向的夹角

β是热管内轴向温度与Ty或者Tx的夹角（Ty=Tx）

Tz是热管内蒸发段轴向温度梯度

Ty是热管内蒸发段直径沿着水平方向温度梯度

Tx是热管内蒸发段沿着直径垂直纸面向外的温度梯度

H是未安装本发明螺旋内翅片的原始换热管蒸发段换热长度

根据3-3式和3-4式，在确定Tz、Ty、Tx条件下可以确定本发明热管内螺旋翅片的螺旋角、螺旋锥角ψ和内螺旋翅片的长度L。

或

或

$L=H\·\sin \left(\mathrm{arctg}\left(\frac{T_Z}{\sqrt{2}\·T_X}\right)\right)$

本发明温度参数Tz、Ty、Tx的确定

本发明温度参数Tz、Ty、Tx可以有两种方式决定，在热管内径确定条件下，根据加入的介质性质及其相应参数，以下两种方法均可确定内螺旋翅片的螺旋角、螺旋锥角ψ和内螺旋翅片的长度L，确定热管的结构。

1、实验室测定

温度参数Tz、Ty、Tx以《GBT14812-2008热管传热性能试验方法》中的T_we测量方式进行，除标准中列出的蒸发段测量点外，另布置两处测量点，一处测量蒸发段液相工质中心处温度T_wi，另一处测量绝热段汽相工质中心温度T_wa，则最终轴向温度：T_z=|T_wa-T_wi|径向温度：T_x=|T_we-T_wi|。

通过测定的Tz、Ty、Tx，利用计算式3-5、3-6、3-7可确定螺旋角、螺旋锥角ψ和内螺旋翅片的长度L，确定热管的结构。

2、计算

温度梯度Tx的确定

$R_x=\frac{T_x}{q}---(3-8)$

R_x——热管径向热阻

q——单根热管的热通量，W

径向热阻R_x，由下式确定

$R_x=\frac{1}{h_e\·\mathrm{\π}\·d_i\·l_e}---(3-9)$

对于热管蒸发段换热系数h_e，（Imura建议公式）：

$h_e=0.32\·\left(\frac{{\mathrm{\ρ}}_l^{0.65}\·{\mathrm{\λ}}_l^{0.3}\·c_{\mathrm{pl}}^{0.7}\·g\·q_e^{0.4}}{{\mathrm{\ρ}}_v^{0.25}\·h_{\mathrm{fg}}^{0.4}\·{\mathrm{\μ}}_l^{0.1}}\right){\left(\frac{P_{\mathrm{sat}}}{P_a}\right)}^{0.3}---(3-10)$

同理，温度梯度T_z的确定同上，对于管内蒸汽流动引起的径向热阻R_z，由下式确定：

$R_z=\frac{128\·L_a\·{\mathrm{\μ}}_v\·T_v}{\mathrm{\π}\·d_i^4\·{{\mathrm{\ρ}}_v}^2\·{h_{\mathrm{fg}}}^2}---(3-11)$

式中T_v的确定：

$T_v=\frac{T_1+n\·T_2}{1+n}$

T₁——热源温度

T₂——冷源温度

n的数值建议由下表选取：

最终螺旋角、螺旋锥角ψ确定：

$\mathrm{\ψ}=\mathrm{arctg}[40.96\·\frac{L_a\·{\mathrm{\μ}}_v\·T_v\·l_e\·{\mathrm{\ρ}}_l^{0.65}\·{\mathrm{\λ}}_l^{0.3}\·c_{\mathrm{pl}}^{0.7}\·g\·q_e^{0.4}}{d_i^3\·{{\mathrm{\ρ}}_v}^{2.25}\·{h_{\mathrm{fg}}}^{2.4}\·{\mathrm{\μ}}_l^{0.1}}{\left(\frac{P_{\mathrm{sat}}}{P_a}\right)}^{0.3}]---(3-13)$

$L=H\·\frac{2\·\sin \left(\frac{{4l}_e}{\sqrt{2}\·d_i}\right)}{1+\sin \left(\frac{{4l}_e}{\sqrt{2}\·d_i}\right)}---(3-14)$

上述各式中：

T_v是热管换热器工作温度，热管绝热段外表面温度的平均值，单位为摄氏度。

ρ_l是在工作温度T_v下的工质液相密度，以水为热管工质举例，查饱和水的热物理性质表对应温度T_v下饱和水的密度。

λ_l是在工作温度T_v下的工质液相导热系数，以水为热管工质举例，查饱和水的热物理性质表对应温度T_v下饱和水的导热系数。

c_pl是工质液相比定压热容，液态比热容与压力无关，且液态的比定压热容和比定容热容无甚差距，以水为热管工质举例，查物质比热容表得水的的液相比热为一与温度无关的恒定值，若工质为混合物，则其比热容可以通过纯净物的比热容计算出来，应为混合物是不确定成分含量的，所以一般不定义比热容。比如铝和铁的合金铝占50%、铁占50%那么比热容就是（C_p铝+C_p铁）/2。

g是热管应用地重力加速度。

q_e是蒸发段的热流密度，其数值略等于单根热管热通量Q比上蒸汽流通面积，若热管管内半径为r_i则

ρ_v是在工作温度T_v下的蒸汽密度，以水为热管工质举例，查干饱和水蒸气的热物理性质表对应温度T_v下的干饱和水蒸气的密度。

d_i是热管管内直径。

h_fg是根据工作温度T_v和工质汽相压力P的工质汽化潜热，以水为热管工质举例，查干饱和水蒸气的热物理性质表，记录对应温度T_v下的干饱和水蒸气的压力P，根据工作温度T_v和工质汽相压力P查询水汽化潜热表；或者直接查干饱和水蒸气的热物理性质表对应温度T_v下的干饱和水蒸气的汽化潜热，所得数据略高。

μ_l是在工作温度T_v下的工质液相动力黏度，以水为热管工质举例，查饱和水的热物理性质表对应温度T_v下的饱和水的动力粘度。

μ_v是在工作温度T_v下的工质汽相动力黏度，以水为热管工质举例，查干饱和水蒸气的热物理性质表对应温度T_v下的干饱和水蒸气的动力粘度。

L_a是热管管内轴向总长。

l_e是热管管内汽相工质轴向流通长度,若热管工质充液量为k，则计算公式l_e=(1-k)L_a。

P_sat是在工作温度T_v下的饱和蒸汽压力，以水为热管工质举例，查干饱和水蒸气的热物理性质表对应温度T_v下的干饱和水蒸气的压力。

P_a是热管应用地大气压力。

可见，在热管内径确定、热管内加入的工质（介质）确定条件下，可通过相应手册获得相应工质参数，通过上述计算式3-12、3-13、3-14可确定螺旋角、螺旋锥角ψ和内螺旋翅片的长度L，确定热管的结构。

本发明热管结构能够解决制约热管径向传热效率相对较低的问题；尤其在内外径比例和外径长度数值均较大时，这种结构对热管的蒸发段的传热强化效果增强。

重力热管最好的应用举例则是青藏铁路冻土区的应用；重力式低温热管属于小温差传热类型。热管蒸发段的主要传热机理是热传导和蒸发，当热管处于低热流量时，热量一部分通过工质传导到气-液分界面上，另外一部分则通过自然对流到达气-液分界面.随着热流量增大，与管壁接触的液体会在核化中心生成气泡，如果生成的气泡无法通过液池上升到其表面，则会在蒸发段形成一层气泡使蒸发段热阻剧增，影响热管正常工作。由此可见，沸腾极限在小温差传热的低温热管中起到了关键控制作用。影响沸腾极限的主要因素是液池热阻，而液池热阻又是由热管充液量决定的。显然沸腾传热极限是制约热管径向传热的极限。因此，新型翅片的径向传热强化作用可以在重力式低温热管有很好的应用。热管总热传输率研究表明，总热阻是热流和工质温度之间的热阻以及冷流温度和工质之间的热阻，这些热阻由冷凝器和蒸发器之间的长度决定。在热管运行条件和热管尺寸确定的情况下，蒸发器面积和冷凝器面积存在最优的冷热段面积比,简称为面积比。已有研究表明：不同冷热段面积比的热管,在相同运行时刻，比值大的热管瞬时导冷量要大。当面积比大时,导冷量随面积比的增大并不明显，其他条件相同时，管径大的热管导冷量大。而管径大的热管径向传热热阻增大；因此，新型翅片的径向传热强化作用可以提高大管径重力式低温热管的导冷量。

Claims (1)

1.一种热管，包括管壳(2)、端盖(1)和管壳外周的外翅片(3)，其特征在于：所述管壳(2)内有设置于蒸发段的螺旋内翅片(5)；所述螺旋内翅片(5)是等螺旋结构，螺旋内翅片(5)的螺旋结构环绕固定轴(4)设置并与固定轴(4)连接固定，固定轴(4)固定在管壳(2)内轴中心；所述等螺旋内翅片(5)有大于0度的螺旋角和锥角ψ；

所述螺旋角由下式计算给出：

所述锥角ψ由下式计算给出： $\mathrm{\ψ}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_z}{T_y}\right)$ 或 $\mathrm{\ψ}=\mathrm{arctg}\left(\frac{T_z}{T_x}\right);$

其中，Tz是热管内蒸发段轴向温度梯度，Ty是热管内蒸发段径向y轴方向温度梯度，Tx是热管内蒸发段径向x轴方向温度梯度。