嵌入熱管強(qiáng)化相變蓄冷板釋冷性能的研究及優(yōu)化

田 紳 馬翠玲 陳雨虹 郭麗媛 邵雙全 朱婷婷 孫志利

(1 天津商業(yè)大學(xué) 天津市制冷技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300134；2 華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 武漢 430074)

在線(xiàn)上與線(xiàn)下融合的消費(fèi)“新零售”模式驅(qū)動(dòng)下，生鮮冷鏈服務(wù)市場(chǎng)規(guī)模迅速增長(zhǎng)[1]。隨之增長(zhǎng)的高頻次、多品類(lèi)冷藏運(yùn)輸業(yè)務(wù)對(duì)小型化、輕量化的冷能供給裝備提出了迫切的市場(chǎng)需求[2]。蓄冷板作為一種便攜式供冷單元，能夠有效滿(mǎn)足中短途冷藏運(yùn)輸輕量化用冷需求，受到冷鏈物流行業(yè)的廣泛關(guān)注[3-4]。

蓄冷板以液-固相變材料作為冷能儲(chǔ)存介質(zhì)，可通過(guò)充/釋冷過(guò)程的非連續(xù)性及其便攜式特點(diǎn)協(xié)調(diào)冷藏運(yùn)輸過(guò)程中的冷能供給，是一種經(jīng)濟(jì)可行的用冷技術(shù)[5]。同時(shí)，由于利用了相變材料潛熱大以及相變溫度穩(wěn)定的特點(diǎn)，蓄冷板還具有儲(chǔ)冷密度高和控溫精準(zhǔn)的優(yōu)點(diǎn)[6]。然而，面對(duì)當(dāng)前更加復(fù)雜且多變的冷藏運(yùn)輸需求，蓄冷板在實(shí)際應(yīng)用中仍面臨一些適應(yīng)性問(wèn)題：1)液-固相變材料的導(dǎo)熱系數(shù)普遍較低[7]，使得蓄冷板內(nèi)部的相變傳熱過(guò)程緩慢，導(dǎo)致在實(shí)際應(yīng)用中普遍存在蓄冷板不能及時(shí)充/釋冷從而影響物流周轉(zhuǎn)的情況；2)在高頻次的冷鏈配送過(guò)程中，冷藏箱內(nèi)的瞬時(shí)負(fù)荷波動(dòng)明顯，難以被忽略，如：T.Lafaye de Micheaux等[8]實(shí)驗(yàn)測(cè)試了冷藏車(chē)箱體在開(kāi)門(mén)后的滲風(fēng)負(fù)荷，對(duì)于容積為32.4 m3的箱體且內(nèi)外溫差為40 ℃的情況，滲風(fēng)的峰值顯熱負(fù)荷可達(dá)到100 kW以上，并在20 s內(nèi)使箱體內(nèi)的平均溫度上升了40 ℃。對(duì)于相變蓄冷板，主要與箱體內(nèi)空氣發(fā)生換熱，而空氣的傳熱性能較差，結(jié)合蓄冷板內(nèi)部相變材料的緩慢融化進(jìn)程，使得蓄冷板對(duì)箱體內(nèi)峰值熱負(fù)荷難以做到快速響應(yīng)。因此，為強(qiáng)化蓄冷板充/釋冷過(guò)程以快速平衡熱負(fù)荷波動(dòng)，蓄冷板整體的傳熱性能還有待進(jìn)一步提升。

為實(shí)現(xiàn)相變蓄冷板釋冷過(guò)程的快速響應(yīng)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究主要通過(guò)增大相變材料與外界傳熱流體之間的傳熱面積，如在相變材料內(nèi)部嵌入金屬翅片[9]、泡沫金屬[10]以及內(nèi)嵌熱管[11]等方式，強(qiáng)化蓄冷板整體傳熱性能。其中，將熱管嵌入相變材料內(nèi)部是一種高效可行的解決方案[12]。一方面，熱管是一種具有高傳熱特性的元件，通過(guò)熱管的傳熱驅(qū)動(dòng)，可以增強(qiáng)相變材料內(nèi)部的相變傳熱過(guò)程，以獲得對(duì)冷能需求的快速響應(yīng)。另一方面，熱管本身無(wú)運(yùn)動(dòng)部件，整體結(jié)構(gòu)緊湊且形式多樣，適合與蓄冷板結(jié)合。然而，將熱管嵌入蓄冷板后，蓄冷板整體傳熱過(guò)程具有一定復(fù)雜性，特別是在熱負(fù)荷波動(dòng)較大的情況下，空氣-熱管-相變材料之間傳熱過(guò)程的動(dòng)態(tài)變化顯著，使得蓄冷板在大溫差負(fù)荷工況下的響應(yīng)能力難以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)和量化，對(duì)該種形式蓄冷板的優(yōu)化設(shè)計(jì)與實(shí)際應(yīng)用提出了挑戰(zhàn)。

綜上所述，本文實(shí)驗(yàn)研究了熱管嵌入式相變蓄冷板在大溫差負(fù)荷條件下熱管側(cè)的動(dòng)態(tài)釋冷過(guò)程，并基于熱阻分析方法搭建了用于分析空氣-熱管-相變材料之間動(dòng)態(tài)傳熱過(guò)程的解析模型，模擬分析了熱管布置方式及結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)動(dòng)態(tài)傳熱過(guò)程的影響，為熱管嵌入式相變蓄冷板的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

1 熱管側(cè)釋冷過(guò)程實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及工況

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，主要分為6個(gè)部分：環(huán)境實(shí)驗(yàn)箱、真空箱、蓄冷板、風(fēng)道、熱管和蓄冷材料(水)。其中，蓄冷板內(nèi)部尺寸為長(zhǎng)×寬×高=180 mm×80 mm×160 mm。蓄冷板內(nèi)嵌入了6支帶毛細(xì)芯的銅-甲醇熱管并橫向布置為兩排。熱管管排間距為40 mm，熱管外徑為12.7 mm，熱管壁厚為0.3 mm，毛細(xì)芯厚度為0.05 mm。熱管的蒸發(fā)段暴露在外部空氣中，長(zhǎng)度為80 mm，上部冷凝段浸沒(méi)在相變材料中，長(zhǎng)度為68 mm。此外，熱管蒸發(fā)段布置有翅片，整體傳熱面積為0.021 m2。蓄冷板放置在真空箱內(nèi)，因此，蓄冷板內(nèi)部傳熱過(guò)程主要由熱管驅(qū)動(dòng)，用于對(duì)空氣-熱管-相變材料之間的動(dòng)態(tài)傳熱過(guò)程進(jìn)行獨(dú)立分析。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 The experimental system

本實(shí)驗(yàn)利用T型熱電偶(經(jīng)恒溫水浴標(biāo)定，精度：±0.1 ℃)進(jìn)行測(cè)溫，溫度測(cè)點(diǎn)位置如圖1所示。利用熱線(xiàn)風(fēng)速儀(精度：±5%，測(cè)量范圍：0.2～20 m/s)測(cè)量風(fēng)速，并采用規(guī)范提出的圓形風(fēng)道風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)測(cè)量方法[13]，測(cè)量風(fēng)道截面處12個(gè)點(diǎn)的風(fēng)速值并計(jì)算得到平均風(fēng)速。

實(shí)驗(yàn)圍繞蓄冷板熱管側(cè)在高熱負(fù)荷條件下的釋冷性能開(kāi)展，因此，對(duì)真空箱底部的風(fēng)道設(shè)置了一系列較高送風(fēng)溫度以及3種不同風(fēng)速。

1.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

1)熱管側(cè)平均傳熱速率計(jì)算方法

由于蓄冷板外壁面采用真空絕熱，因此忽略蓄冷板外壁面的傳熱過(guò)程，認(rèn)為蓄冷板的瞬時(shí)傳熱速率等于風(fēng)道進(jìn)出口空氣的顯熱差，熱管側(cè)瞬時(shí)傳熱速率計(jì)算式如下：

(1)

將上述實(shí)驗(yàn)測(cè)得的瞬時(shí)傳熱速率按時(shí)間積分得到蓄冷板總釋冷量，再通過(guò)總釋冷量與總耗時(shí)的比得到蓄冷板的平均傳熱速率。

2)不確定度分析

實(shí)驗(yàn)中直接測(cè)量參數(shù)包括進(jìn)出口風(fēng)溫Tin、Tout，風(fēng)速v(m/s)，以及實(shí)驗(yàn)裝置幾何尺寸等參數(shù)，間接測(cè)量參數(shù)為瞬時(shí)傳熱速率，對(duì)以上參數(shù)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行不確定度分析，其中不確定度分量來(lái)源于隨機(jī)效應(yīng)和系統(tǒng)效應(yīng)。對(duì)于溫度采用送風(fēng)溫度測(cè)量值進(jìn)行分析，平均風(fēng)速采用12個(gè)測(cè)點(diǎn)的標(biāo)準(zhǔn)方差進(jìn)行表征，幾何尺寸采用測(cè)量?jī)x器的相對(duì)不確定度進(jìn)行計(jì)算。對(duì)于間接測(cè)量參數(shù)采用如下置信度為95%的擴(kuò)展不確定度進(jìn)行表征。

σ=2×

(2)

式中：σ為擴(kuò)展不確定度；Δ為各參數(shù)的合成不確定度；R為幾何尺寸測(cè)量值，m。

1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

1)蓄冷板平均傳熱速率

對(duì)應(yīng)不同實(shí)驗(yàn)工況，蓄冷板平均傳熱速率如表1所示。由式(1)可知，瞬時(shí)傳熱速率主要與質(zhì)量流量和溫差有關(guān)，實(shí)驗(yàn)測(cè)得的平均傳熱速率隨平均風(fēng)速及送風(fēng)溫度的增大而增加，在送風(fēng)溫度為50 ℃時(shí)，平均傳熱速率最高可達(dá)42.50 W。

表1 不同送風(fēng)溫度和風(fēng)速下蓄冷板的平均傳熱速率Tab.1 Average heat transfer capacity of the cold storage panel with different inlet air temperature and air speed

2)空氣側(cè)進(jìn)出口溫差的變化

圖2所示為實(shí)驗(yàn)工況下進(jìn)出口溫差隨時(shí)間的變化。由圖2可知，各工況下空氣側(cè)進(jìn)出口溫差隨時(shí)間逐漸減小且動(dòng)態(tài)變化顯著，說(shuō)明在大溫差負(fù)荷下，相變材料的動(dòng)態(tài)融化過(guò)程對(duì)于熱管側(cè)的傳熱過(guò)程有重要影響。此外，在同一進(jìn)風(fēng)溫度下，風(fēng)速越大，空氣側(cè)進(jìn)出口溫差越小，但蓄冷板整體融化時(shí)間也隨之縮短，表明風(fēng)速越大，蓄冷板的瞬時(shí)傳熱速率越大，根據(jù)式(1)，說(shuō)明在同一送風(fēng)溫度下，質(zhì)量流量的變化對(duì)瞬時(shí)傳熱速率的影響大于溫差的變化。

圖2 空氣側(cè)進(jìn)出口溫差隨時(shí)間的變化Fig.2 Transient variation of the temperature difference between inlet and outlet of airside

2 動(dòng)態(tài)傳熱模型

2.1 整體傳熱過(guò)程模擬模型

本文以單根熱管及其冷凝段和蒸發(fā)段的整體傳熱過(guò)程為傳熱單元開(kāi)展模擬研究，傳熱單元如圖3所示。熱管一端暴露在空氣中并通過(guò)翅片增大與空氣側(cè)的傳熱面積，熱管另一端嵌入相變材料內(nèi)部。在蓄冷板釋冷過(guò)程中，熱管與空氣換熱一端作為蒸發(fā)段，相變材料內(nèi)部的熱管段作為冷凝段。

為建立動(dòng)態(tài)傳熱模型，本文采用熱阻分析法，傳熱單元的各項(xiàng)熱阻分布如圖3所示。同時(shí)，考慮到相變傳熱過(guò)程的特性，本文在模型搭建過(guò)程中作出如下假設(shè)：

圖3 傳熱單元及熱阻分布Fig.3 Distribution of heat transfer unit and thermal resistance

1)由于液-固相變材料的潛熱遠(yuǎn)大于顯熱，在發(fā)生相變時(shí)，相變材料液-固界面處的溫度幾乎不發(fā)生變化[14-15]，因此，模型忽略相變材料的顯熱傳熱部分，認(rèn)為傳熱過(guò)程由潛熱主導(dǎo)；

2)本文所采用的熱管為圓柱形，認(rèn)為熱管壁面?zhèn)鳠峋鶆?，相變材料在相變過(guò)程中的液-固界面呈圓環(huán)形；

3)由于采用了多根熱管排布，認(rèn)為相變材料液-固界面的最大半徑位于相鄰熱管距離的中心點(diǎn)處；

4)液-固界面為可移動(dòng)邊界，其位置隨時(shí)間發(fā)生變化。

根據(jù)上述假設(shè)，傳熱單元的能量守恒方程如式(3)所示，該式的物理意義為相變材料瞬時(shí)潛熱變化量等于空氣側(cè)的瞬時(shí)傳熱速率。

(3)

式中：ρp為相變材料密度，kg/m3；γ為相變材料單位質(zhì)量相變潛熱，kJ/kg；V為相變材料體積，m3；Tin、Tout分別為空氣側(cè)的進(jìn)、出口溫度，℃；t為時(shí)間，s。

引用傳熱效率ε的表達(dá)式，式(3)可轉(zhuǎn)化為：

(4)

(5)

式中：ε為傳熱效率；Tp為相變材料的相變溫度，℃。

由于在傳熱過(guò)程中，傳熱單元一側(cè)發(fā)生了相變，因此，根據(jù)ε-NTU方法，ε的表達(dá)式為：

ε(t)=1-exp[-NTU(t)]

(6)

傳熱單元數(shù)NTU的表達(dá)式為：

(7)

式中:RTotal為傳熱單元的總熱阻，K/W。

式(3)～式(7)建立了傳熱單元總熱阻與相變材料體積變化率之間的關(guān)系，在計(jì)算得到各項(xiàng)熱阻以及輸入空氣側(cè)進(jìn)口溫度后可使整個(gè)傳熱模型可解。

由圖3可知，傳熱單元的總熱阻由6個(gè)子熱阻組成，其中，由于熱管內(nèi)部的傳熱過(guò)程主要由兩相流體流動(dòng)實(shí)現(xiàn)，傳熱效率高，可忽略熱管內(nèi)部的流動(dòng)熱阻。由此，總熱阻RTotal表達(dá)式為：

RTotal=Rf+Rc1+Rew+Rcw+Rc2+Rp

(8)

式中：Rf為空氣的流動(dòng)熱阻，K/W；Rc1為蒸發(fā)段熱管壁熱阻，K/W；Rew為蒸發(fā)段芯部熱阻，K/W；Rcw為冷凝段芯部熱阻，K/W；Rc2為冷凝段熱管壁熱阻，K/W；Rp為相變材料的熱阻，K/W。式(8)中各熱阻的具體表達(dá)式如表2所示。

綜合式(3)～式(8)以及表2中的各熱阻公式，可構(gòu)建一個(gè)常微分方程組(ODE)，在輸入空氣側(cè)入口溫度Tin后可對(duì)該方程組進(jìn)行求解。對(duì)于蓄冷板的釋冷過(guò)程，本文利用MATLAB軟件中的ODE45函數(shù)對(duì)上述方程組進(jìn)行求解，計(jì)算結(jié)果包括相變材料在融化過(guò)程中的環(huán)形液-固界面半徑rpl，瞬態(tài)傳熱效率ε和空氣側(cè)出口溫度Tout。

表2 各項(xiàng)熱阻計(jì)算公式Tab.2 Calculation formula of thermal resistances

2.2 釋冷過(guò)程模擬模型

對(duì)于蓄冷板的釋冷過(guò)程，其特殊性在于相變材料融化后的導(dǎo)熱系數(shù)的確定，即式(8)中Rp。該熱阻項(xiàng)計(jì)算涉及的導(dǎo)熱系數(shù)keff在釋冷過(guò)程中為液相導(dǎo)熱系數(shù)。但根據(jù)前人的研究發(fā)現(xiàn)，相變材料釋冷過(guò)程中液相部分存在自然對(duì)流，對(duì)于整體傳熱過(guò)程有重要影響，因此提出了有效導(dǎo)熱系數(shù)的概念。C.W.Chan等[16]在蓄冰球的傳熱過(guò)程研究中發(fā)現(xiàn)，相變材料的有效導(dǎo)熱系數(shù)與瑞利數(shù)(Ra)有關(guān)。N.A.M.Amin等[17]基于Ra提出了一個(gè)具有較好普適性的有效導(dǎo)熱系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式，如式(9)所示。式(9)適用于水及鹽溶液的有效導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算。

keff/kpl=3.847 5×10-8Ra+1.585 9

(9)

本文采用式(9)計(jì)算蓄冷板內(nèi)部釋冷過(guò)程時(shí)液相部分的導(dǎo)熱系數(shù)，并用于模型求解。

2.3 模型驗(yàn)證

1)空氣側(cè)進(jìn)出口溫差的模擬驗(yàn)證

由式(3)可知，空氣側(cè)進(jìn)出口溫差(如圖2所示)對(duì)于描述蓄冷板的瞬時(shí)供冷量具有重要意義。因此，模型驗(yàn)證部分首先對(duì)該溫差進(jìn)行模擬研究。模擬計(jì)算采用了實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)際參數(shù)及實(shí)際工況，模擬與實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果如圖4所示。需說(shuō)明的是，模型中送風(fēng)溫度的設(shè)置與實(shí)驗(yàn)工況一致，在模型計(jì)算中保持恒定。

圖4 不同風(fēng)速下空氣側(cè)進(jìn)出口溫差的驗(yàn)證結(jié)果Fig.4 Validation results of temperature difference between inlet and outlet of air side under different air velocity

由圖4可知，溫差在初始階段的動(dòng)態(tài)變化特征顯著，模型計(jì)算的動(dòng)態(tài)溫差結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，最大偏差為-0.52 ～ 1.19 ℃，說(shuō)明本文提出的動(dòng)態(tài)傳熱模型具有較高的模擬準(zhǔn)確度。同時(shí)，模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性在很大程度上還依賴(lài)于相變材料有效導(dǎo)熱系數(shù)公式的引入，在不考慮該系數(shù)的情況下，模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性較差。在各實(shí)驗(yàn)工況下，模型所使用的有效導(dǎo)熱系數(shù)主要與Ra有關(guān)，即與相變材料內(nèi)部的傳熱溫差有關(guān)，模型計(jì)算中假設(shè)熱管壁面與相變材料液-固界面間的傳熱溫差為15 ℃，通過(guò)式(9)計(jì)算得到各工況下的有效導(dǎo)熱系數(shù)如表3所示。

表3 實(shí)驗(yàn)工況下模型所用的有效導(dǎo)熱系數(shù)Tab.3 Effective thermal conductivity utilized by the model with various experimental conditions

2)總釋冷量的模擬驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)所用的相變材料為水，質(zhì)量為1.8 kg，由于蓄冷板外壁面處在真空條件下，忽略蓄冷板壁面?zhèn)鳠?，認(rèn)為實(shí)驗(yàn)測(cè)得蓄冷板在釋冷過(guò)程中的總釋冷量為1.8 kg×333 kJ/kg=599.4 kJ。同時(shí)，動(dòng)態(tài)模型可計(jì)算得到蓄冷板瞬時(shí)傳熱速率，如式(10)所示，用于積分得到模擬的總釋冷量。模擬與實(shí)驗(yàn)的對(duì)比結(jié)果如表4所示，模擬計(jì)算誤差在-3.21%～6.16%之間，說(shuō)明該模型具有較好的準(zhǔn)確性。

(10)

3 模擬分析

由于本文所研究的蓄冷板內(nèi)嵌入了熱管，因此，熱管的幾何尺寸及布置方式對(duì)蓄冷板的整體傳熱性能有重要影響。在模型搭建和驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，本文利用所提出的動(dòng)態(tài)傳熱模型分析了熱管管排數(shù)、熱管外徑以及熱管蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)蓄冷板瞬時(shí)傳熱速率的影響。具體模擬分析參數(shù)如表5所示。

表5 模擬分析的具體參數(shù)Tab.5 Specific parameters for simulation analysis

根據(jù)以上模擬參數(shù)，蓄冷板瞬時(shí)傳熱速率的計(jì)算結(jié)果如圖5～圖6所示。

圖5 熱管外徑和管排數(shù)對(duì)瞬時(shí)傳熱速率的影響Fig.5 Effect of outer diameter and number of tubes on the transient heat transfer rate

圖6 熱管蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)瞬時(shí)傳熱速率的影響Fig.6 Effect of evaporation section length of heat pipes on the transient heat transfer rate

由圖5可知，隨著管排數(shù)和熱管外徑的增加，蓄冷板的瞬時(shí)傳熱速率增大，在管排數(shù)為4，管徑為16 mm時(shí)，平均傳熱速率可達(dá)到88.72 W。同時(shí)，對(duì)于部分管排數(shù)少但外徑大的情況，其瞬時(shí)傳熱速率與管排數(shù)多但管外徑小的情況接近，如圖5中，管排數(shù)為3、外徑為16 mm與管排數(shù)為4、外徑為8 mm時(shí)，兩者的瞬時(shí)傳熱速率曲線(xiàn)接近，說(shuō)明兩者具有相似的傳熱性能。這可為熱管嵌入式相變蓄冷板的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

圖6所示為熱管蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)蓄冷板瞬時(shí)傳熱速率的影響。在模擬過(guò)程中，采用的熱管管排數(shù)為3排，外徑為12.7 mm，空氣質(zhì)量流量為0.096 kg/s，同時(shí)假設(shè)熱管蒸發(fā)段的翅片面積隨蒸發(fā)段長(zhǎng)度呈比例變化。模擬結(jié)果表明，蓄冷板的瞬時(shí)傳熱速率隨熱管蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加而增大，在蒸發(fā)段長(zhǎng)度為80 mm時(shí)，平均傳熱速率可達(dá)到112.54 W。需說(shuō)明的是，隨著蒸發(fā)段及翅片傳熱面積的增加，保持空氣側(cè)質(zhì)量流量不變使得空氣側(cè)的風(fēng)速減小，但整體而言，瞬時(shí)傳熱速率仍隨傳熱面積的增加而增大，這說(shuō)明空氣側(cè)的傳熱面積在整個(gè)傳熱過(guò)程中為主導(dǎo)因素。

最后，由模擬參數(shù)可知，由于熱管幾何尺寸和管排數(shù)的影響，蓄冷板的內(nèi)體積也會(huì)發(fā)生變化，進(jìn)而影響相變材料的填充量，因此，針對(duì)圖5中瞬時(shí)傳熱速率相近的情況，計(jì)算了相變材料的填充系數(shù)(除熱管外的蓄冷板內(nèi)體積除以蓄冷板內(nèi)總體積)，結(jié)果如表6所示。由表6可知，當(dāng)考慮易于應(yīng)用并獲得相對(duì)較大的瞬時(shí)傳熱速率時(shí)，應(yīng)選擇熱管管排數(shù)較少但管徑較大的布置方式；相反，當(dāng)考慮獲得較大的填充系數(shù)且保持較高的傳熱速率時(shí)，應(yīng)選擇熱管管排數(shù)多且管徑較小的布置方式。

表6 相變材料的填充系數(shù)Tab.6 Filling factors of the phase change materials

4 結(jié)論

本文針對(duì)短途冷藏運(yùn)輸?shù)妮p量化用冷及用冷需求多變的問(wèn)題，提出了熱管嵌入式相變蓄冷板以快速平衡大溫差負(fù)荷，實(shí)驗(yàn)研究了熱管側(cè)動(dòng)態(tài)釋冷過(guò)程，搭建了空氣-熱管-相變材料間的動(dòng)態(tài)傳熱解析模型，實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的準(zhǔn)確性，模擬分析了熱管幾何參數(shù)及排布對(duì)蓄冷板釋冷性能的影響，得到結(jié)論如下:

1)實(shí)驗(yàn)測(cè)試了送風(fēng)溫度為30、40、50 ℃工況下蓄冷板熱管側(cè)的平均傳熱速率及進(jìn)出風(fēng)溫差，在50 ℃工況下平均傳熱速率最大可達(dá)42.50 W，進(jìn)出風(fēng)溫差動(dòng)態(tài)變化顯著。

2)模型以空氣側(cè)進(jìn)口溫度為輸入?yún)?shù)，可計(jì)算得到相變材料內(nèi)的液-固界面半徑rpl，瞬態(tài)傳熱效率ε和空氣側(cè)出口溫度Tout。模型計(jì)算的空氣側(cè)出口溫度與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值吻合，偏差最大為-0.52～1.19 ℃，總釋冷量的計(jì)算誤差分布在-3.21%～6.16%之間。

3)模擬分析結(jié)果顯示，隨著熱管管排數(shù)增加、管外徑增大以及蒸發(fā)段長(zhǎng)度增加，蓄冷板的瞬時(shí)傳熱速率增大。在模擬算例中，管排數(shù)為4，管徑為16 mm時(shí)，平均傳熱速率可達(dá)88.72 W，蒸發(fā)段長(zhǎng)度為80 mm時(shí)，平均傳熱速率可達(dá)112.54 W。同時(shí)，部分管排數(shù)少但外徑大的熱管布置方式可以獲得與管排數(shù)多但管徑小的布置方式相接近的瞬時(shí)傳熱速率。根據(jù)不同布置方式下相變材料填充系數(shù)的計(jì)算結(jié)果，當(dāng)考慮易于應(yīng)用時(shí)，應(yīng)選擇熱管管排數(shù)較少但管徑較大的布置方式。當(dāng)考慮獲得較大的填充系數(shù)且保持較高的傳熱速率時(shí)，應(yīng)選擇熱管管排數(shù)多且管徑較小的布置方式。

本文受天津市自然科學(xué)基金(18JCQNJC77500，18JCQNJC77400)和天津市科技計(jì)劃項(xiàng)目(20ZYCGSN00310)資助。(The project was supported by the Tianjin Natural Science Foundation (No.18JCQNJC77500 &No.18JCQNJC77400)and Tianjin Municipal Science and Technology Project (No.20ZYCGSN00310).)