帶有內(nèi)螺紋的重力熱管仿真模擬研究

戰(zhàn)洪仁，張倩倩，史 勝，王立鵬，惠 堯

(沈陽化工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 遼寧 沈陽 110142)

熱管是一種高效的傳熱元件，比較常見的是兩相閉式熱虹吸管(TPCT)，也稱為重力熱管.由于其高效的傳熱性能，使其在制冷[1]、太陽能[2-3]、采暖[4]、余熱回收[5-6]等方面廣泛應(yīng)用.隨著研究成果越來越多，人們開始通過不同角度對熱管進行更深層次的探索.近年來許多學(xué)者通過實驗方法研究了表面異形結(jié)構(gòu)[7-8]對熱管傳熱效果的影響.Wang等[9]研究了帶有內(nèi)螺旋結(jié)構(gòu)的兩相閉式熱虹吸管冷凝段的傳熱性能，實驗結(jié)果證明內(nèi)螺旋結(jié)構(gòu)的設(shè)計不僅可以提高兩相閉式熱虹吸管的冷凝傳熱系數(shù)，還改善了冷凝段的熱響應(yīng)特性.方書起等[10]在重力熱管的管內(nèi)表面加上螺旋槽，通過對比螺旋槽熱管和光滑熱管的實驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)螺旋槽熱管的等效對流換熱系數(shù)比光滑熱管的等效對流換熱系數(shù)高出10 %～23 %.鄧斌等[11]研究了不同處齒形內(nèi)螺紋傳熱管的蒸發(fā)性能，實驗表明交叉齒管的傳熱性能明顯高于普通管的傳熱性能，這是因為一方面換熱面積得到增加，另一方面主齒和副齒之間形成的小凹坑可以增加換熱過程中的汽化核心.杜斌等[12-13]在實驗條件下研究了不同單線內(nèi)螺紋分布的內(nèi)螺紋重力熱管的換熱系數(shù).實驗發(fā)現(xiàn)在整根重力熱管的內(nèi)表面布置內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)時，熱管的換熱系數(shù)能夠得到明顯提高，而且隨著油浴溫度的增加換熱系數(shù)呈線性增加.辛公明等[14-16]在實驗條件下測定了交叉齒內(nèi)螺紋重力熱管在水平和垂直條件下的傳熱特性，實驗結(jié)果表明：在水平條件下，交叉齒內(nèi)螺紋重力熱管比普通熱管表現(xiàn)出較高的傳熱極限；在垂直條件下，雖然在較低功率時交叉齒內(nèi)螺紋熱管的傳熱極限低于普通重力熱管，但隨著加熱功率的增加其傳熱極限明顯高于普通重力熱管.

綜上所述，對帶有內(nèi)螺紋重力熱管的實驗研究成果較多，但目前的實驗成果并未能深入地闡述其強化傳熱機理.通過建立數(shù)值模型求解兩相閉式熱虹吸管內(nèi)部的傳熱機理，不僅降低了研究成本，也使熱管內(nèi)部的可視化分析更為容易.本文建立了蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的兩相閉式熱虹吸管的數(shù)值模型，通過CFD(computational fluid dynamics)軟件對其進行模擬計算，并進行可視化研究和分析，以期獲得內(nèi)螺紋對熱管內(nèi)部復(fù)雜兩相流傳熱機理的影響規(guī)律，從而為工程實踐提供理論支持.

1 數(shù)值模擬

1.1 幾何模型的選擇

根據(jù)兩相閉式熱虹吸管的工作原理建立如圖1所示模型.兩相閉式熱虹吸管分為加熱段、絕熱段和冷凝段3部分，內(nèi)部沒有吸液芯，依靠重力作用使管內(nèi)工質(zhì)進行循環(huán)運動.熱管全長600 mm，外徑10 mm，壁厚1 mm.蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段長度分別為200 mm、100 mm和300 mm，內(nèi)螺紋的螺距1 mm，齒高0.5 mm.計算使用的二維模型如圖2所示，在管內(nèi)工質(zhì)主要相變的壁面處進行網(wǎng)格加密處理，加密后流體區(qū)域的網(wǎng)格總數(shù)為136 272.模擬設(shè)置的加熱功率分別為25 W、41 W、57 W、73 W、89 W和108 W，在模型的外壁面處設(shè)置測溫點.加熱段設(shè)置4個監(jiān)測點：e1、e2、e3和e4；絕熱段設(shè)置2個監(jiān)測點：a1和a2；冷凝段設(shè)置4個監(jiān)測點：c1、c2、c3和c4.具體位置如圖3所示.

1.2 相變模型

蒸發(fā)和冷凝過程的質(zhì)量源項(Sq)和能量源項(Se)用DeSchepper等[17]的研究結(jié)果來設(shè)置，如表1所示.在質(zhì)量源項中蒸發(fā)段液相的弛豫時間參數(shù)為-0.1，氣相的弛豫時間參數(shù)為0.1.而冷凝段剛好與之相反.在能量方程中蒸發(fā)段的弛豫時間參數(shù)為-0.1，冷凝段的弛豫時間參數(shù)為0.1.Ts表示工質(zhì)的飽和溫度；ΔH表示蒸汽焓，單位物質(zhì)的能量變化.

表1 質(zhì)量源項和能量源項表示Table 1 The representation of quality source term and energy source term

1.3 VOF模型

在Fluent軟件中設(shè)置模擬條件時，由于實際影響因素比較復(fù)雜，所以假設(shè)管內(nèi)氣體是理想不可壓縮氣體.目前在Fluent軟件中提供了3種模型，分別是流體體積函數(shù)模型(VOF)、混合模型(mixture)和歐拉模型(eulerian).研究結(jié)果表明VOF模型更適合重力熱管內(nèi)部流動過程的計算[18].在VOF模型中，各相體積分?jǐn)?shù)的計算采用基于網(wǎng)格的表面跟蹤方法，在單元控制容積中所有相的體積分?jǐn)?shù)之和為1，即

αl+αv=1.

(1)

在Fluent軟件中需要通過設(shè)定方程式來進行計算，VOF模型中通常需要3大方程：連續(xù)性方程、動量方程和能量方程.

連續(xù)性方程為

(2)

其中：Sq是連續(xù)性方程中的質(zhì)量源項，kg/(m3·s)；ρ是密度，kg/m3；u是各相的實際速率，m/s；t為時間，s.混合相的密度和動力黏度系數(shù)由體積分?jǐn)?shù)決定，所以有

(3)

(4)

動量方程為

[μu+u]+ρg+FCSF.

(5)

其中：p是壓強，N/m2；μ是動力黏度系數(shù)，Pa·s；g是重力加速度，m/s2；FCSF是單位流體所受表面張力大小，N/m3；u是實際速度矢量，m/s.

能量方程為

(KeffT)+Se.

(6)

其中：E是控制體比能，J/kg；Se是相變能量源項，W/m3；Keff是有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m2·K)；T是溫度，K.

傅里葉定律揭示了導(dǎo)熱問題的基本規(guī)律：在導(dǎo)熱現(xiàn)象中，單位時間內(nèi)通過給定截面的熱量正比于垂直該截面方向上的溫度變化率和截面面積，而熱量傳遞的方向與溫度升高的方向相反.由傅里葉定律結(jié)合能量守恒建立導(dǎo)熱微分方程[19]

(7)

分別計算分析帶有內(nèi)螺紋和光滑內(nèi)表面的兩相閉式熱虹吸管的蒸發(fā)段和冷凝段的傳熱系數(shù)，方程式[20]為

(8)

(9)

為了驗證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，選用200 W的加熱功率下，傾角為90°的帶有內(nèi)螺紋熱管為驗證對象，將數(shù)值模擬結(jié)果和實驗結(jié)果進行比對.圖4所示是在帶有內(nèi)螺紋的熱管運行狀況達到穩(wěn)定狀況后的某一時刻下模擬所得溫度與實驗所得溫度[21]的對比圖，結(jié)果表明實驗所得溫度與模擬溫度吻合較好，最大溫度誤差為5.19 %.

圖4 實驗壁溫與模擬壁溫的對比Fig.4 Comparison between experimental and simulated wall temperature

圖5所示為熱管運行達到穩(wěn)定階段時的溫度分布云圖.由圖5可以看出：在熱管的冷凝段，溫度由中心向壁面處呈下降趨勢.這是因為來自蒸發(fā)段的過熱蒸汽經(jīng)過絕熱段到達冷凝段之后，在冷凝段的冷卻作用下過熱蒸汽在內(nèi)壁面處液化，從而使壁面處溫度降低.最終液化后的工質(zhì)會以液膜的形式返回到蒸發(fā)段.

圖5 冷凝段溫度分布云圖Fig.5 Temperature distribution nephogram of condensation section

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 蒸發(fā)段內(nèi)螺紋對汽化核心的影響

與傳統(tǒng)的兩相閉式熱虹吸管相比，改變熱管蒸發(fā)段的內(nèi)壁面結(jié)構(gòu)可以很大程度地提高傳熱效果.圖6所示為加熱功率73 W時，蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的銅-水重力熱管的氣-液相體積分?jǐn)?shù)云圖，圖中的紅色區(qū)域代表氣相，藍(lán)色區(qū)域代表液相.由圖6(a)可知，0.4 s時在內(nèi)螺紋附近有大量汽泡生成，在相同時刻的圖6(b)的光滑管內(nèi)汽泡數(shù)量相對較少.由此可見內(nèi)螺紋的存在可以大大增加汽化核心的數(shù)量，縮短產(chǎn)生汽泡的時間.隨著加熱時間的增加，蒸發(fā)段內(nèi)部的汽泡逐漸長大，破裂，然后合并成大汽泡并進行上升運動，此時管內(nèi)工質(zhì)開始沸騰.

圖6 不同結(jié)構(gòu)的重力熱管蒸發(fā)段氣-液相 體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.6 Vapor-liquid volume fraction nephogram of evaporating section of gravity heat pipes with different structures

2.2 蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋對傳熱系數(shù)he的影響

圖7所示為蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的重力熱管的傳熱系數(shù)he隨加熱功率的變化.

圖7 不同加熱功率下螺紋管和光滑管 蒸發(fā)傳熱系數(shù)的對比Fig.7 Comparison of heat transfer coefficient between evaporation section of threaded tube and ordinary pipe under different input power

由圖7可知：內(nèi)螺紋重力熱管的he隨著加熱功率的增加呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，在加熱功率為73 W時蒸發(fā)段的傳熱系數(shù)達到最大值，普通管的he隨加熱功率增大而持續(xù)增大.這時因為在加熱功率逐漸增大的情況下，熱管內(nèi)產(chǎn)生的汽泡逐漸增多，在汽泡的成長和脫離過程中，會對壁面附近的工質(zhì)產(chǎn)生擾動作用，促進工質(zhì)運動，從而增大換熱系數(shù).但是在蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的重力熱管中，隨著加熱功率繼續(xù)增大，在內(nèi)螺紋凹槽中產(chǎn)生的汽泡不能及時運動到液面，管內(nèi)傳熱達到極限，對流傳熱系數(shù)減小，使傳熱惡化.

2.3 蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋對傳熱系數(shù)hc的影響

由圖8可知重力熱管冷凝段的傳熱系數(shù)hc隨著加熱功率的增大而增大，且蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的重力熱管的hc比普通管的hc高.這是因為在蒸發(fā)段加熱功率增大的情況下，汽泡數(shù)量的增多會增加蒸汽運動速度，下降液膜與上升蒸汽的相對運動速度大幅增加，從而在氣-液臨界面處對冷凝液膜產(chǎn)生擾動，進而削弱液膜厚度并使液膜由連續(xù)狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榉稚⒌囊旱?，冷凝段傳熱機理向珠狀凝結(jié)轉(zhuǎn)變，如圖9所示.因此削弱液膜導(dǎo)熱熱阻[21]并增強蒸汽與熱管壁面之間的對流換熱強度可提高換熱系數(shù).

圖8 不同加熱功率下螺紋管和普通管冷凝段 傳熱系數(shù)的對比Fig.8 Comparison of heat transfer coefficient between condensation section of threaded tube and ordinary pipe under different input power

圖9 不同加熱功率條件下冷凝段壁面凝結(jié)狀況Fig.9 Condensation on the wall of condensation section under different heating power conditions

3 結(jié) 論

為了對帶有內(nèi)螺紋的重力熱管的管內(nèi)工質(zhì)運行機理進行更好地分析，本文研究了蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的和內(nèi)壁面光滑的重力熱管的數(shù)值模擬.在本文研究范圍內(nèi)得出如下結(jié)論：

(1) 在其他條件相同時，同一時刻下蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的重力熱管生成氣泡更快且數(shù)量更多，從而縮短了達到沸騰時所需的時間，提高了傳熱效率.

(2) 蒸發(fā)段帶有內(nèi)螺紋的重力熱管的he在加熱功率為73 W時存在一個最大值，之后由于內(nèi)螺紋中生成的氣泡不能及時排除而引起干涸極限，從而使傳熱系數(shù)減小.普通管的he隨加熱功率的增大而增大.

(3) 隨著加熱功率的增大，兩種結(jié)構(gòu)重力熱管的傳熱系數(shù)都隨著加熱功率的增大而增大，在小于最大值73 W的區(qū)域內(nèi)增長速度較為平穩(wěn)，大于或等于最大值區(qū)域內(nèi)由于較大功率的影響使管內(nèi)冷凝液膜由膜狀凝結(jié)轉(zhuǎn)變?yōu)橹闋钅Y(jié)，因此增長速度較為劇烈.