表面活性劑對水工質(zhì)超長重力熱管傳熱性能的影響*

李 鋒，陳娟雯，岑繼文，黃文博，夏靜森，胡燈明，蔣方明

（1.中國科學(xué)院廣州能源研究所 先進(jìn)能源系統(tǒng)研究室，廣州 510640；2.中國科學(xué)院可再生能源重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640；3.廣東省新能源和可再生能源研究開發(fā)與應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640；4.中國科學(xué)院大學(xué)，北京 100049；5.海南福山油田勘探開發(fā)有限責(zé)任公司，?？?570216）

0 引 言

干熱巖是內(nèi)部不存在流體或僅有少量地下流體（致密不透水）的高溫巖體。干熱巖地?zé)豳Y源普遍埋藏于距地表3～10 km 深處，溫度為150～650℃[1]。中國內(nèi)地3～10 km 區(qū)間干熱巖資源量約合856 萬億t標(biāo)準(zhǔn)煤，可供我國使用近4 000 年。干熱巖資源儲量大、分布廣，能源供應(yīng)無顯著間歇性，因此有望成為戰(zhàn)略性接替能源，是未來地?zé)崂玫闹匾l(fā)展方向。40 多年來人們對干熱巖熱能的開發(fā)思路主要通過增強(qiáng)型地?zé)嵯到y(tǒng)（enhanced geothermal systems,EGS）來實(shí)現(xiàn)。但在實(shí)際的工程應(yīng)用中，地下復(fù)雜的高溫高壓環(huán)境難以預(yù)測，導(dǎo)致建立有效人工熱儲的技術(shù)難度大，投入成本高，經(jīng)濟(jì)風(fēng)險大[2]。在英國啟動的Rosemanowes 項(xiàng)目與日本啟動的Hijiori 和Ogachi 項(xiàng)目中均出現(xiàn)了熱突破現(xiàn)象（采熱溫度急劇下降）[3]。除此之外，采用增強(qiáng)型地?zé)嵯到y(tǒng)還存在著工質(zhì)泄漏、管道結(jié)垢，巖層壓裂引發(fā)微震等一系列問題。

蔣方明等[4]提出了采用超長重力熱管來進(jìn)行干熱巖熱能開采的方案，并通過數(shù)值仿真及理論分析探討驗(yàn)證了該方案的技術(shù)可行性。熱管是工質(zhì)在密閉管內(nèi)進(jìn)行循環(huán)的沸騰-蒸發(fā)-冷凝從而通過管內(nèi)的兩相流流動及相變來達(dá)到熱量高效傳遞的一種傳熱元件[5]。利用超長重力熱管進(jìn)行地?zé)崮荛_采的方案中，液體工質(zhì)在熱管的蒸發(fā)段吸收地?zé)釤醿Φ臒崃糠序v形成工質(zhì)蒸汽，在壓差的作用下經(jīng)過絕熱段運(yùn)動到熱管頂部地面處的冷凝段，并在冷凝段冷凝成液態(tài)，放出熱量后，液體在重力的作用下經(jīng)過絕熱段回流到蒸發(fā)段。這一技術(shù)運(yùn)用到干熱巖的開采當(dāng)中，因載熱工質(zhì)僅在管內(nèi)流動，不與巖石接觸，能有效避免工質(zhì)流失、管道結(jié)垢及后續(xù)污染等問題，可規(guī)避EGS 的眾多弊端和技術(shù)難題，成為干熱巖地?zé)崮荛_采最有前景的技術(shù)方案之一。該技術(shù)方案于2020 年在河北唐山的干熱巖地?zé)峋袑?shí)施并取得初步成功，在地下取熱段巖石平均溫度為119℃的地?zé)釛l件下，地面獲得了溫度最高達(dá)90℃的飽和水蒸氣，持續(xù)采熱功率接近200 kW。這一技術(shù)的成功實(shí)施為干熱巖型地?zé)豳Y源開發(fā)開辟了新模式，新途徑[6]。

熱管依靠管內(nèi)載熱工質(zhì)循環(huán)流動過程中的沸騰-冷凝實(shí)現(xiàn)熱量傳遞。顯然，熱管內(nèi)部的沸騰相變換熱特性嚴(yán)重影響著熱管的采熱性能。為了能夠進(jìn)一步改善熱管的傳熱和采熱性能，提高管內(nèi)的沸騰換熱效率成為一大突破方向。早在20 世紀(jì)人們就對氣液表面張力降低強(qiáng)化沸騰換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和理論研究。WU 等[7]觀察到表面活性劑溶液對沸騰換熱的強(qiáng)化作用，并試圖將沸騰換熱系數(shù)與表面張力相關(guān)聯(lián)，雖然表面張力并不能很好地解釋沸騰換熱加強(qiáng)的現(xiàn)象，但發(fā)現(xiàn)蒸汽氣泡占據(jù)的面積增大會使沸騰換熱系數(shù)增大。之后，HETSRONI 等[8]研究了一個豎直環(huán)形圓管中表面活性劑溶液的沸騰換熱現(xiàn)象，通過可視化觀察到表面活性劑溶液沸騰時與水相比產(chǎn)生了更多的小直徑氣泡。這些氣泡在管中占據(jù)更大的面積，特別是在高熱通量下，這些氣泡會附著在加熱器上，降低氣泡間的聚并。隨后，他們進(jìn)一步研究了表面活性劑溶液對水平環(huán)形管道中沸騰時臨界熱通量（critical heat flux,CHF）的影響。發(fā)現(xiàn)表面活性劑溶液沸騰時的CHF低于水沸騰時的CHF，還得出受限空間中的CHF 低于無限制空間的CHF，發(fā)現(xiàn)在受限空間沸騰時表面活性劑溶液對換熱的增強(qiáng)效果與間隙尺寸呈正相關(guān)[9]。在后來的研究中，他們進(jìn)一步確定了表面活性劑濃度與傳熱系數(shù)呈正相關(guān)，并得出在表面活性劑濃度達(dá)到臨界膠束濃度時傳熱系數(shù)最大的這一結(jié)論，同時還發(fā)現(xiàn)沸騰時畢渥數(shù)增大使得換熱壁面上溫度波動的無量綱頻率增加[10]。雖然表面活性劑能夠大幅降低水的表面張力從而強(qiáng)化沸騰，但影響沸騰的因素多且復(fù)雜。如KLEIN 等[11]發(fā)現(xiàn)在微通道中表面活性劑的加入反而提高了沸騰所需的CHF，這是由于表面活性劑的加入改變了溶液與沸騰表面的接觸角，接觸角對沸騰換熱的影響在微通道沸騰傳熱中不可忽視。隨著研究技術(shù)的進(jìn)步，為了更好地解釋表面活性劑對沸騰換熱的影響，越來越多的學(xué)者通過氣泡動力學(xué)的知識去解釋這一現(xiàn)象。例如，GUO 等[12]研究了水和表面活性劑的池沸騰氣泡行為，發(fā)現(xiàn)表面活性劑溶液沸騰時會出現(xiàn)氣泡滲透、刺穿、雙滲透等行為，而超純水主要表現(xiàn)為氣泡聚并。

工質(zhì)在重力熱管中極易出現(xiàn)間歇沸騰現(xiàn)象。KUNCORO 等[13]通過可視化實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)了豎直管沸騰時的間歇現(xiàn)象，并得出溫度分布或內(nèi)部能量儲存模式對間歇泉產(chǎn)生起重要作用。之后，CHEN 等[14]發(fā)現(xiàn)在較大的幾何比下間歇沸騰更容易發(fā)生。目前研究者們對以納米流體作為工質(zhì)的熱管強(qiáng)化沸騰換熱研究取得了一定的成果[15-17]。但納米流體的穩(wěn)定性差、成本高、長時間使用容易失效等特征使其在用于長時間采熱的超長重力熱管中適用性降低。并且超長重力熱管由于其更大的長徑比，展現(xiàn)出更強(qiáng)烈的振蕩性。蒸汽和凝結(jié)水在管中的長距離流動，也導(dǎo)致管內(nèi)多相流動更為復(fù)雜多變[18]。

由上述文獻(xiàn)綜述可知，盡管普遍認(rèn)為表面活性劑的加入可以在一定程度上強(qiáng)化沸騰換熱，但其影響卻受到換熱空間等各方面因素的綜合影響，與相變過程的流動特性密切相關(guān)，對超長重力熱管采熱性能的實(shí)際效果仍不明確。為了能夠驗(yàn)證表面活性劑強(qiáng)化沸騰傳熱的作用是否適合于超長重力熱管，本文以不同濃度的表面活性劑溶液作為熱管工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)研究其在超長重力熱管中的傳熱效果，并分析影響熱管采熱的原因，為優(yōu)選超長重力熱管工質(zhì)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置和步驟

實(shí)驗(yàn)采用十二烷基硫酸鈉（sodium dodecyl sulfate,SDS）作為表面活性劑制備水溶液作為熱管工質(zhì)。SDS 是常見的表面活性劑，極易溶于水，對環(huán)境幾乎沒有影響，且其水溶液性質(zhì)穩(wěn)定，高溫下熱穩(wěn)定性好[19]。實(shí)驗(yàn)研究在超長重力熱管實(shí)驗(yàn)平臺上進(jìn)行，該超長重力實(shí)驗(yàn)平臺采用長L=40 m、外徑dout=10 mm、內(nèi)徑D=7 mm 的銅管，其長徑比高達(dá)5 714。實(shí)驗(yàn)示意圖如圖1 所示，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中的熱管主要分為加熱段、絕熱段、冷凝段三部分。加熱段20 m，通過銅管上纏繞的電熱絲對加熱段進(jìn)行加熱；絕熱段15 m；冷凝段5 m，在銅管外套了一個套管，冷卻水從下往上流動，對水蒸氣進(jìn)行冷凝，將熱量帶走。整個熱管外均包裹有厚度為15 mm的保溫材料以減少熱量散失，其中冷凝段的保溫棉包覆在水套外側(cè)。冷卻水管連接了一個閥門及壓差流量計來控制并讀取冷卻水的流量。在熱管表面一共布置有15 個熱電偶測溫點(diǎn)，其中加熱段測溫點(diǎn)為T1～T11，均勻地分布在加熱段，每兩點(diǎn)之間間隔2 m。絕熱段測溫點(diǎn)為T12～T15，每兩個測溫點(diǎn)之間距離為3.75 m。冷卻水進(jìn)出口測溫點(diǎn)分別為T17和T16。

為方便更換工質(zhì)，熱管底部與一個排液閥門通過一段水平的3 mm 細(xì)管相連，頂部則通過細(xì)管連接三通閥門，分別連接工質(zhì)儲液罐和真空泵。熱管使用真空泵抽真空后，注入不同濃度SDS 水溶液作為載熱工質(zhì)，開啟冷卻水循環(huán)，并調(diào)節(jié)冷卻水流量。由于本文不考慮冷卻水流量對采熱性能的影響，冷卻水的流量均控制為2.1 mL/s。開啟加熱器對熱管進(jìn)行加熱，通過數(shù)據(jù)采集器實(shí)時記錄保存熱管工作時的各點(diǎn)溫度，為保證熱管達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，每個實(shí)驗(yàn)點(diǎn)進(jìn)行至少2 h 測試。每種濃度的工質(zhì)完成實(shí)驗(yàn)后，通過熱管下方的排液口排出工質(zhì)，并用大量去離子水對熱管進(jìn)行徹底沖洗后，加入新的工質(zhì)進(jìn)行下一輪實(shí)驗(yàn)。

本實(shí)驗(yàn)采用懸滴法測試SDS 水溶液的表面張力。測試裝置如圖2 所示，其中光源、液滴形成裝置、高速攝像頭依次放置在光學(xué)平臺上，使其處于同一水平線上。液滴形成裝置通過微注射泵連接一個垂直固定的毛細(xì)管形成液滴，并通過高速攝像頭追蹤記錄液滴充分發(fā)展時的圖片。懸滴法通過測量液滴的最大滴寬（圖2 所示de）和標(biāo)定滴寬（d10），計算液滴的曲率，進(jìn)而計算液滴的氣液表面張力。實(shí)驗(yàn)通過軟件PowerReach 測量液滴形狀參數(shù)計算表面張力。采用SDS 和去離子水配制了250 mg/L、1 000 mg/L、2 000 mg/L 三個不同濃度的SDS 水溶液以及去離子水來作為熱管的工作介質(zhì)來探究表面活性劑水溶液對超長熱管性能產(chǎn)生的影響。

圖1 超長重力熱管實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the ultra-long gravity heat pipe experimental system

圖2 懸滴法表面張力測試實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.2 Surface tension test system using hanging drop method

1.2 誤差分析

實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了大量的數(shù)據(jù)測量，為保證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性需進(jìn)行相關(guān)的不確定性分析。

（1）溫度測量采用K 型TT-K-30 熱電偶，實(shí)驗(yàn)中的溫度為0～300℃。所允許的最大測量誤差為0.4%。熱電偶的不確定度為UT=0.3%。

（2）實(shí)驗(yàn)中加熱功率Qin根據(jù)功率計的讀數(shù)獲得，功率計的不確定度為0.4%，因此加熱功率的不確定度為=0.4%。需要注意，加熱器的加熱功率Qin并不等于熱管的實(shí)際加熱功率，熱管表面散熱損失在下文進(jìn)行分析。

（3）冷卻水流量V通過流量計讀得，其不確定度為UV=0.2%。

（4）熱管的采熱量由冷卻水獲得的熱量來間接計算，冷卻水獲得的熱量可由冷卻水進(jìn)出口溫度計算，所以采熱量為Qout=ρcpV（T16-T17）。其中：cp和ρ分別為冷卻水的比熱容與密度。則采熱量的相對不確定度為。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 以純水為工質(zhì)的超長熱管采熱性能

實(shí)驗(yàn)首先測量了以純水為工質(zhì)的超長熱管的采熱性能。圖3 展示了以純水為工質(zhì)時，超長重力熱管的采熱量和表觀采熱效率（Qout/Qin）隨加熱量Qin和注液量的變化。由圖可見，隨著加熱量增大，采熱量也隨著增大，表觀采熱率大約為20%～40%。對于超長重力熱管來說，當(dāng)其注液量不同時其采熱性能有很大差別。以水為工質(zhì)時，注液量為6 m，即液柱高度為加熱段的30%時該熱管的采熱性能最佳。這一結(jié)果，與文獻(xiàn)[18]中進(jìn)行超長重力熱管實(shí)驗(yàn)所得到的最佳注液量相近，其所使用的熱管長徑比為L/D=30 m/17 mm=1 765。當(dāng)注液量低于6 m 時，熱管的采熱效率較低，可能是由于工質(zhì)在循環(huán)流動過程中，流量較少，限制了熱管的采熱；而當(dāng)注液量高于6 m 時，熱管的采熱效率隨著注液量增大而減小，原因可能是注液高度增大后，產(chǎn)生的壓力水頭造成加熱段下部的飽和溫度較高，從而限制了底部工質(zhì)的蒸發(fā)速率。

圖3 純水工質(zhì)條件下超長重力熱管在不同注液量的采熱量和采熱率Fig.3 Heat outflow and heat outflow rate of ultra-long heat pipe at different fill height with water as working fluid

2.2 熱管工作時的散熱分析

不論是在實(shí)驗(yàn)還是實(shí)際的工程中，熱管壁面的溫度總是會高于環(huán)境溫度，所以熱管的散熱不可避免。保溫棉的熱量傳遞可以看作單層圓筒壁的導(dǎo)熱問題，如圖4，假設(shè)直徑為dout的圓管外包覆厚度為δ的保溫棉，保溫棉內(nèi)壁，即熱管外壁的溫度為Ti，保溫棉外壁的溫度為T0，環(huán)境溫度為Tair，保溫棉外壁表面為空氣自然對流，對流換熱系數(shù)為h。

單位長度熱管的散熱量為

由式（1）可得

本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)絕熱層材料導(dǎo)熱系數(shù)為0.04 W/(m·K)，厚度為0.015 m，環(huán)境溫度為30℃，假設(shè)絕熱層與環(huán)境自然對流換熱系數(shù)取 50 W/(m·K)，則qloss=0.1762×（Ti-30）。采用加權(quán)平均的方式來計算熱管管壁平均溫度，則整個熱管的散熱為。熱管加熱段散熱為Qeloss，熱管除加熱段以外的管段散熱為Qcloss。計Qload=Qin-Qeloss為熱管實(shí)際獲得的熱量，則熱管的實(shí)際采熱率應(yīng)該為Qout/Qload。圖5 中示出了以H2O為工質(zhì)，注液量為6 m 的熱管熱平衡分析的結(jié)果，熱管的實(shí)際采熱率（Qout/Qload）約為50%～70%，高于表觀采熱效率（Qout/Qin）。由圖可見，盡管熱管采取了常規(guī)的保溫手段，但是由于超長重力熱管的表面積較大，以及管壁無法完全絕熱，超長重力熱管管壁的散熱量是十分顯著的?？紤]到散熱對熱管采熱率所帶來影響，下文主要通過對比熱管采熱量來分析采用不同工質(zhì)對熱管采熱性能的影響。

圖4 熱管散熱計算示意圖Fig.4 The heat dissipation of the heat pipe

圖5 注液量為6 m 時，以H2O 為工質(zhì)的熱平衡分析Fig.5 Heat balance analysis of the heat pipe with H2O as working fluid at the case of FH=6 m

2.3 以SDS 水溶液為工質(zhì)的超長熱管采熱性能

2.3.1 SDS 的表面活化作用

在進(jìn)行以SDS 水溶液為工質(zhì)的超長熱管采熱性能試驗(yàn)測試前，使用圖2 所示的實(shí)驗(yàn)平臺對去離子水和250 mg/L、500 mg/L、1 000 mg/L、2 000 mg/L、3 000 mg/L 五種不同濃度的表面活性劑水溶液進(jìn)行表面張力測試實(shí)驗(yàn)，以觀測SDS 對水的表面張力的影響。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖6 所示，在實(shí)驗(yàn)所取的濃度范圍之內(nèi)，SDS 水溶液的表面張力隨著溶液濃度的增大開始急劇下降后趨于平緩，達(dá)到一定濃度后表面張力基本保持不變。

圖6 23℃下不同濃度的SDS 溶液的氣液表面張力Fig.6 Vapor-liquid surface tension of SDS solutions with different concentrations at 23oC

圖7 以不同濃度的SDS 溶液為工質(zhì)的熱管采熱量：（a）250 mg/L；（b）1 000 mg/L；（c）2 000 mg/LFig.7 Heat outflow of heat pipes using SDS solution of different concentrations as working fluid:(a) 250 mg/L;(b) 1 000 mg/L;(c) 2 000 mg/L

2.3.2 以SDS 水溶液作為工質(zhì)時熱管的采熱性能

以250 mg/L、1 000 mg/L、2 000 mg/L 三種不同濃度的SDS 水溶液為工質(zhì)，對熱管采熱性能進(jìn)行測試。圖7 展示了在不同注液量下，采用三種濃度工質(zhì)的熱管的采熱性能。250 mg/L 的SDS 水溶液作為工質(zhì)時（如圖7a 所示），其最佳充液量為4 m，并且可以看到注液量越接近4 m，熱管的采熱量越高；采用1 000 mg/L SDS 水溶液作為工質(zhì)時（圖7b），最佳注液量為2 m，此時2 m、4 m、6 m 三個注液量的熱管采熱性能雖逐漸降低，但采熱性能差別很??；采用2 000 mg/L SDS 水溶液作為工質(zhì)時（圖7c所示），最佳注液量也為2 m，此時2 m 注液量的熱管采熱性能與4 m、6 m 注液量相比有明顯優(yōu)勢。從圖7 可以得出，當(dāng)加入SDS 表面活性劑之后，由于表面張力的降低改變了熱管的最佳注液量，SDS 水溶液的溶度越大，熱管的最佳注液量越低。

圖8 不同注液高度的熱管采熱量：（a）FH=2 m；（b）FH=4 m；（c）FH=6 mFig.8 Heat outflow of heat pipes at different fill height:(a) FH=2 m;(b) FH=4 m;(c) FH=6 m

相同注液量下，三種不同濃度的SDS 水溶液和水為工質(zhì)時的熱管性能對比情況見圖8。由圖8a 可見，熱管的注液量為2 m 時，對于200～700 W 的加熱量，SDS 水溶液的濃度越高，熱管的采熱性能越好。加熱量為800 W 時，高濃度SDS 水溶液的熱管采熱性能下降。這可能是由于注液量較低，含表面活性劑的水溶液沸騰更加劇烈，嚴(yán)重過熱導(dǎo)致熱管底部液體更早被燒干，熱管溫度急劇上升，熱管采熱性能下降。圖8b 中熱管注液量為4 m，不同濃度的SDS 溶液作為工質(zhì)時，其采熱性能相差不大。但能夠看到對于實(shí)驗(yàn)涉及的大部分加熱量，低濃度的SDS 水溶液采熱性能略微占據(jù)優(yōu)勢，并且隨著SDS 水溶液濃度的升高，采熱性能下降。當(dāng)注液高度進(jìn)一步增加至6 m，如圖8c 所示，在以水為工質(zhì)時熱管的采熱性能最好。當(dāng)加入表面活性劑后，熱管采熱性能出現(xiàn)下降的情況，并且表面活性劑水溶液的濃度越大，熱管的采熱性能越差。從圖8 中得出，在不同的注液量下，以SDS 水溶液作為熱管工質(zhì)時，不同的SDS 水溶液濃度對熱管的采熱性能影響不能一概而論。在注液量較低（≤2 m）時，水溶液中添加表面活性劑對熱管的采熱性能有所提升；但當(dāng)注液量逐漸增加，高濃度的SDS 水溶液開始降低熱管的采熱性能，尤其在注液量為6 m 時這種弱化作用更加明顯。

2.4 SDS 溶液對采熱性能影響的分析

盡管在常規(guī)的熱管中，添加表面活性劑具有明顯傳熱性能強(qiáng)化作用，但是對于超長熱管，上述的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，其強(qiáng)化作用僅存在于低注液高度的情況，而在高注液高度的工況下，反而降低了熱管的性能。實(shí)際上，表面活化作用對于熱管的影響是多方面的：①表面張力降低減小了氣泡成核所需的活化能，使加熱段沸騰得以強(qiáng)化；②表面張力降低對氣泡聚并具有抑制作用，降低了出現(xiàn)柱塞氣泡的可能性；③表面張力降低，氣泡形成的泡沫化穩(wěn)定性增強(qiáng)，可能增大管道的流阻；④表面張力降低，液體工質(zhì)與固體管壁的接觸角減小，工質(zhì)在管壁的潤濕性增強(qiáng)。這些影響表現(xiàn)在熱管的性能上時，其綜合影響是疊加的。對于常規(guī)熱管，強(qiáng)化沸騰和增強(qiáng)潤濕的作用顯著，且由于液池高度較低，兩相流流道距離不長，表面活性劑對柱塞氣泡的影響及大量泡沫增大管道流阻的影響并不明顯。

如圖9 所示，注液量為2 m、加熱量為500 W時，不同濃度的SDS 水溶液作為工質(zhì)穩(wěn)定工作時熱管的溫度波動。當(dāng)注液量為2 m 時，熱管測溫點(diǎn)的溫度波動只存在于底部的兩個測溫點(diǎn)，且其溫度波動較?。?～2.5℃），隨著SDS 溶液濃度的增大，這兩個點(diǎn)的溫度波動開始變小。值得注意的是，注液量為2 m 時底部兩個測溫點(diǎn)剛好是工質(zhì)所能浸沒的高度。此時測溫點(diǎn)的溫度波動應(yīng)該是沸騰時氣泡的產(chǎn)生與破裂所造成的。加入SDS 后，溫度波動減小，這可能是由于表面張力的降低，沸騰時產(chǎn)生更小直徑的氣泡。同時，還觀察到熱管整體壁溫在加入SDS后隨SDS 濃度增大逐漸降低。在文獻(xiàn)[17]中，以常規(guī)熱管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時，在水中加入SDS 后，熱管壁溫也有所下降。由于實(shí)驗(yàn)時熱管總會存在一定的散熱，因此降低壁溫能夠減小熱量的散失。此時，熱管的采熱性能有所改善，其原因可能與常規(guī)熱管的強(qiáng)化作用類似，是由于表面活性劑的加入強(qiáng)化了蒸發(fā)段的沸騰，蒸汽的產(chǎn)生速率加快，同時冷凝水也相對較多，能更快地帶走輸入熱管的熱量，降低壁溫減少散熱的同時，產(chǎn)生更多的蒸汽輸送到冷凝段提高熱管的采熱量。

圖9a 中，T2測溫點(diǎn)溫度約比T1測溫點(diǎn)高4℃左右，這是由于實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中，為了能夠更方便地?fù)Q液，在熱管底部增加了一段內(nèi)徑為3 mm 水平放置的排液管連接排液閥門，該排液管沒有纏繞電熱絲。一方面，由于排液管內(nèi)存有一定的工質(zhì)，其對流傳熱作用在熱管工作期間對熱管底部的溫度不可避免地產(chǎn)生一定的干擾。另一方面，雖然加了保溫棉，但熱管底部的熱量不可避免會從排液管散失。我們猜測，T1點(diǎn)位于熱管最下端，液池靜壓力最大，當(dāng)加入SDS 降低表面張力后，產(chǎn)生大量的氣泡，沸騰強(qiáng)度相較純水時較高，沸騰氣泡使擾動更加劇烈，熱管底部的傳熱速率更快，抵消了排液管的熱量損耗對T1的影響，使得在圖9b、圖9c、圖9d 中T1溫度略高于T2溫度。

圖9 注液量為2 m、加熱量為500 W 工況下，不同濃度的SDS 水溶液為工質(zhì)時的溫度波動：（a）H2O；（b）250 mg/L；（c）1 000 mg/L；（d）2 000 mg/LFig.9 The temperature fluctuations when the SDS aqueous solution of different concentrations is used as working fluid at 2 m fill height and 500 W heating power:(a) H2O;(b) 250 mg/L;(c) 1 000 mg/L;(d) 2 000 mg/L

然而，在較高的注液率條件下，SDS 的影響機(jī)制可能發(fā)生了一定的改變。圖10 中展示了注液高度為6 m、加熱量為500 W 條件下不同工質(zhì)在熱管內(nèi)穩(wěn)定工作時的壁溫。如圖10a 所示，當(dāng)以水為工質(zhì)時，熱管壁溫在T15點(diǎn)溫度波動最大，并且做有規(guī)律的波動，溫度波動約為13℃，測溫點(diǎn)從上往下溫度波動逐漸變小，并趨于一個穩(wěn)定的波動值，約為5℃左右。這種溫度分布規(guī)律與文獻(xiàn)[14]中研究的間歇沸騰的溫度分布規(guī)律相似。由于熱管注液量為6 m，T15測溫點(diǎn)高度為35 m，如此大的溫度波動，很可能是由于熱管工作時產(chǎn)生的間歇沸騰現(xiàn)象所導(dǎo)致的。當(dāng)熱管加熱段達(dá)到一定過熱度時，熱管底部大量蒸汽快速噴涌，并攜帶其上部的高溫液體向上運(yùn)動，在熱管內(nèi)形成一定高度“汽柱”阻塞，“汽柱”在汽化膨脹及上升的過程中，其較高的壓力把其上方的液體整體向上抬升，甚至一直抬升至冷凝段，最后氣柱內(nèi)大量的高溫蒸汽在冷凝段內(nèi)冷凝，連同抬升的液體一同回流到加熱段，這一現(xiàn)象被稱為間歇沸騰[14,20-21]。文獻(xiàn)[20,22]中指出，這種間歇沸騰作用在注液高度較高的情況下更容易出現(xiàn)，并認(rèn)為間歇沸騰現(xiàn)象盡管對熱管的力學(xué)穩(wěn)定性有不利作用，但是在傳熱性能上卻是有一定提升作用的。通過間歇沸騰，熱管底部原本由于液池水頭等原因無法持續(xù)穩(wěn)定沸騰的高溫液體工質(zhì)得以快速地釋放其能量，其上方的高溫液體甚至被抬升至冷凝段直接參與換熱。因此，除了高溫蒸汽以外，被抬升到冷凝段的高溫液體也傳輸了部分熱量。這也可能是圖3 中，注液量增加產(chǎn)生間歇流之后，熱管采熱性能提升的原因之一。

圖10 注液量為6 m、加熱量為500 W 工況下，不同濃度的SDS 水溶液為工質(zhì)時的溫度波動：（a）H2O；（b）250 mg/L；（c）1 000 mg/L；（d）2 000 mg/LFig.10 The temperature fluctuations when the SDS aqueous solution of different concentrations is used as working fluid at 6 m fill height and 500 W heating power:(a) H2O;(b) 250 mg/L;(c) 1 000 mg/L;(d) 2 000 mg/L

從圖10b 中可以看到，加入SDS 后，測溫點(diǎn)的溫度波動發(fā)生了變化，最明顯在于T15點(diǎn)的溫度波動不但變小，并且在很長一段時間里溫度波動消失了。同樣地，其余測溫點(diǎn)的溫度波動也變小了，T9～T15測溫點(diǎn)的溫度波動基本保持在4℃，T1～T8溫度波動基本保持在8℃。圖10c 中，T15測溫點(diǎn)的溫度波動小于2℃，除去T1、T2、T7、T8溫度波動在7.5℃外，其余測溫點(diǎn)溫度波動都基本保持在3℃左右。圖10d 中，T2、T3、T4、T5的溫度波動在5℃左右，其余測溫點(diǎn)溫度波動均保持在2.5℃。從圖10 中看到，加入了SDS 后，沿?zé)峁芨叨仍黾臃较?，測溫點(diǎn)溫度波動減小，尤其T14、T15溫度波動變得極小。隨著SDS 溶液濃度的增大，測溫點(diǎn)溫度波動的周期和幅度都在降低。在圖10a 中，觀察到T15測溫點(diǎn)存在較大的溫度波動，并且T15測溫點(diǎn)正是冷凝段進(jìn)口的測溫點(diǎn)，推測此時管內(nèi)出現(xiàn)的間歇沸騰帶來的噴涌氣體把其上方的高溫液體抬升至冷凝段。而圖10b、圖10c、圖10d 中的溫度波動表明，加入SDS 后，間歇沸騰的強(qiáng)度減弱甚至消失。液體工質(zhì)在限制空間劇烈沸騰所造成的氣體大量噴涌和氣泡快速聚并現(xiàn)象是熱管產(chǎn)生強(qiáng)烈間歇沸騰的重要原因[9]。因此，加入SDS 后，在注液量為6 m 時，可能是由于表面張力的降低，改變了熱管沸騰蒸發(fā)時的氣泡行為，降低了氣泡的聚并能力，氣泡產(chǎn)生直徑減小，更易破裂。因此，與以水為工質(zhì)的溫度波動相比，當(dāng)加入SDS 后，熱管內(nèi)工質(zhì)的間歇沸騰強(qiáng)度較弱，氣泡在上升的過程中聚并行為減弱，大量噴涌的氣體在產(chǎn)生汽團(tuán)后迅速破裂分散，對其上方的液體并未形成足夠的抬升作用，很難將過熱液體帶到冷凝段。因此，與純水工質(zhì)相比，由過熱液體為載體的小部分傳熱量在加入SDS 后降低或消失，從而導(dǎo)致熱管采熱性能出現(xiàn)惡化，并且這種惡化現(xiàn)象隨著SDS 溶液濃度的增大而更加明顯。

綜上所述，表面活化作用對于熱管的影響是多方面的。在不同的注液量情況下，表面活化作用體現(xiàn)出的主要影響作用是不同的。

3 總結(jié)

通過實(shí)驗(yàn)探究了表面活性劑對超長重力熱管采熱性能的影響，采用了不同濃度的SDS 水溶液為工質(zhì)，著重從表面張力降低的方向研究其對超長重力熱管的采熱性能的影響。得出以下結(jié)論：

（1）超長重力熱管的采熱性能與注液量密切相關(guān)，采用去離子水為工質(zhì)時，其最佳注液量約為6 m，即加熱段的30%。管內(nèi)沸騰溫度及管內(nèi)的流體狀態(tài)直接影響著熱管的采熱性能。當(dāng)注液量過低時，加熱段內(nèi)壁容易出現(xiàn)局部干涸，限制蒸發(fā)速率。當(dāng)注液量過高時，加熱段內(nèi)流體靜壓力變大，導(dǎo)致飽和溫度過高，抑制了蒸發(fā)速率。

（2）表面活性劑的加入降低了水的表面張力，改變了熱管的最佳注液量，主要體現(xiàn)在隨著SDS溶液濃度的增大，熱管的最佳注液量開始下降。250 mg/L SDS 水溶液的最佳注液量為4 m。1 000 mg/L、2 000 mg/L SDS 水溶液最佳注液量為2 m，并且濃度越高采熱性能越好。在低注液量時，加入表面活性劑溶液對熱管采熱性能有一定強(qiáng)化作用，但隨著注液量的升高，加入表面活性劑溶液開始表現(xiàn)出降低熱管采熱性能的效果。注液量越高，以表面活性劑水溶液為工質(zhì)的熱管采熱性能越差。

（3）對熱管工作時的溫度波動進(jìn)行分析推測，表面活化作用對不同注液高度的主要影響機(jī)制有很大差異：注液量較低（在本文所用熱管系統(tǒng)中，認(rèn)為注液量≤2 m 為低注液量）的工況下，表面活化作用與在常規(guī)熱管中的影響類似，通過強(qiáng)化沸騰相變，提升壁面潤濕性，從而降低壁面溫度，提高熱管的采熱性能。但注液量較高（≥6 m）時，加入表面活性劑后，工質(zhì)表面張力降低，沸騰時氣泡聚并減弱，熱管工作時產(chǎn)生的間歇沸騰減弱或消失，導(dǎo)致超長重力熱管的采熱性能下降。因?yàn)殚g歇沸騰在一定程度上有利于降低熱管注液段與外界環(huán)境的溫差，減少散熱。

上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，由于超長熱管的結(jié)構(gòu)尺度的特殊性，常規(guī)熱管傳熱強(qiáng)化的措施并不一定適用于超長熱管中，應(yīng)進(jìn)行針對性的機(jī)理分析和性能測試。對于不同注液條件下表面活化作用的影響機(jī)制，仍需要進(jìn)行更多的實(shí)驗(yàn)探究和驗(yàn)證。

符號表：

cp比熱容，J/(kg·K)

D熱管內(nèi)徑，m

dout熱管外徑，m

h對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)

Qin熱管加熱量，W

Qout熱管采熱量，W

Qloss熱管散熱量，W

qloss單位熱管長度散熱量，W

Qeloss熱管加熱段散熱，W

Qcloss熱管非加熱段散熱，W

Qload熱管實(shí)際輸入熱量，W

Ti絕熱層內(nèi)壁溫度，℃

T0絕熱層外壁溫度，℃

Tair環(huán)境空氣溫度，℃

V冷卻水體積流量，m3/s

ρ密度，kg/m3

λ導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)

δ絕熱層厚度，m

L熱管長度，m