空化强化换热数值模拟
石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟
石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟1. 石蜡固液相变储热及强化传热概述石蜡是一种常用的相变储热材料，其固液相变可用于储热和释热，具有很好的储热性能。
在工程领域，石蜡储热材料被广泛应用于太阳能热能储存、建筑节能、工业余热利用等方面。
通过石蜡固液相变还可以实现传热的强化，提高传热效率。
石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟成为了当前研究的热点之一。
2. 石蜡固液相变储热的数值模拟石蜡固液相变储热的数值模拟是通过对石蜡的热物性参数进行建模，结合传热方程进行计算，来研究其储热过程。
在数值模拟中，需要考虑石蜡的固液相变过程、传热过程以及相变界面的自然对流等因素。
通过数值模拟，可以分析石蜡储热系统的热力学特性，预测其热性能和优化系统设计。
3. 石蜡固液相变储热的强化传热机理石蜡固液相变储热可以实现传热的强化，其机理主要包括相变传热和自然对流传热两部分。
相变传热是指在相变过程中释放或吸收大量的潜热，从而增加传热效果；而自然对流传热是由于相变界面附近温度梯度的形成，引起流体运动，从而增强传热。
通过数值模拟，可以定量分析石蜡固液相变储热的强化传热机理，为优化系统性能提供依据。
4. 非稳态数值模拟在石蜡固液相变储热中的应用非稳态数值模拟是指考虑时间因素的数值模拟方法，可以更真实地模拟石蜡固液相变储热系统在实际工况下的工作情况。
通过非稳态数值模拟，可以研究石蜡固液相变储热系统在不同工况下的热力学特性、动态响应特性和优化控制策略。
还可以定量分析非稳态条件下的石蜡固液相变储热系统的传热特性，为系统性能的改进提供支持。
5. 个人观点与总结石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟是一个复杂而又具有挑战性的课题，但其在节能环保领域的应用前景十分广阔。
通过数值模拟，可以深入理解石蜡固液相变储热系统的工作机理，为系统优化和性能提升提供科学依据。
非稳态数值模拟的引入，可以更加真实地模拟系统的工作情况，为工程应用提供有力支持。
全玻璃真空管空气集热器管内流动与换热的数值模拟
Γ5 < r 5θ
+ S<
(1)
表 2 控制方程中因变量的扩散系数
Tab. 1 Coefficients of the dependent variables of the control equation
Φu
v
Γ μ+ μt μ+ μt
w μ+ μt
T μ/ Pr +
μt/ σt
K μ+ μt/ σt
上式中 , q0 是玻璃管表面的均匀热流密度 。 115 网格划分
根据玻璃管内气体流动与换热的特点 , 采用 Z
方向为均分网格 , Y 方向与 X 方向用指数网格 。由
于玻璃管较长 ,所以其底部性质形状就会对整个管
内流动和换热不会产生很大影响 。这样 , 就无需采
用贴体坐标而采用阶梯网格处理圆形底部 , 如图 2
(插管长 845mm ,流量 715m3/ h ,热流密度 300W/ m2) 图 7 实验与模拟各点温度的比较
Fig. 7 Comparison of temperatures at different
points between experiment and simulation
测点是沿管长方向排布在插入管外壁面的 ,编 号越大的点越靠近管底 。由图 5 ,6 ,7 等不同工况对 比的结果可见 ,实验与数值模拟的吻和程度良好 ,说 明了数值方法的正确性 。
1) 基本方程组
描述空气在上述通道中流动过程的数学模型主
要包括质量守恒方程 、动量守恒方程及能量守恒方
程 。采用柱坐标后以上守恒方程的统一格式如下
5 (ρu<) 5z
+
1 5 ( ρrν<) r 5r
板式换热器强化传热数值模拟研究
板式换热器强化传热数值模拟研究板式换热器广泛应用于石化、化工、制药、冶金等工业领域中，其传热性能对工艺的稳定性和效率具有重要影响。
为了进一步提高板式换热器的传热性能，强化传热数值模拟研究成为一项重要的探索。
板式换热器的传热机理较为复杂，其主要包括对流传热、传热表面的径向传导和热边界层的影响等。
在强化传热数值模拟研究中，通常采用计算流体力学（CFD）方法，通过数值模拟来解析传热过程中的流动和传热规律，从而优化传热效果。
首先，强化传热数值模拟研究需要建立准确的物理模型。
物理模型包括换热器结构、流体流动方程、传热方程和边界条件等。
通过对换热器的结构参数进行准确建模，并利用流体流动方程和传热方程描述流体在换热器内部的运动和传热过程，为模拟过程提供准确的边界条件。
其次，强化传热数值模拟研究需要选择合适的数值方法。
数值方法包括离散化方法和求解方法。
离散化方法将连续的流体和传热方程转化为离散的代数方程，常用的方法有有限差分法、有限元法和有限体积法等。
求解方法是解离散方程组的方法，常用的是迭代法和直接法。
选择合适的数值方法可以提高计算的准确性和计算效率。
然后，强化传热数值模拟研究需要考虑流体的物性参数。
流体的物性参数包括密度、动力粘度、导热系数和比热容等。
这些参数的准确性对模拟结果的精度和可靠性有重要影响。
因此，在数值模拟过程中，需要采用合适的流体物性参数，并对参数的变化情况进行敏感性分析，以确保模拟结果的可靠性。
最后，强化传热数值模拟研究需要进行模拟结果的验证和优化。
通过与实验数据的对比，可以验证数值模拟的准确性和可靠性，从而进一步优化数值模拟方法和参数设置。
同时，可以通过数值模拟来分析换热器不同工况下的传热特性，优化换热器的结构参数和操作参数，以提高传热性能和工艺效率。
综上所述，板式换热器强化传热数值模拟研究是一项重要的工作。
通过建立准确的物理模型，选择合适的数值方法，考虑流体的物性参数，并进行模拟结果的验证和优化，可以为提高板式换热器的传热性能提供理论支持。
空气预热器换热过程数值模拟
空气预热器换热过程数值模拟Li Jian;Chai Xing;Yang Jian【摘要】利用有限元的方法,使用ANSYS软件分别对整体转子、单层隔板、扇形板进行热-力耦合数值模拟,获得其变形量.通过研究,利用数值模拟分析的方法验证了空气预热器的变形量,对工程数据进行论证,提高了空气预热器的工作效率.【期刊名称】《中国重型装备》【年(卷),期】2019(000)001【总页数】3页(P10-12)【关键词】空气预热器;泄漏;数值模拟;热变形;温度场【作者】Li Jian;Chai Xing;Yang Jian【作者单位】【正文语种】中文【中图分类】TH164随着经济的飞速发展，能源的快速消耗，资源的利用率越来越受到关注，提高能源的利用效率成为当今迫在眉睫的话题。
空气预热器是现代大型锅炉机组中不可少的组成部件，通常布置在锅炉对流烟道的尾部[3]。
因为空气预热器不仅能够吸收排烟中的热量，降低排烟温度，提高锅炉效率，而且由于空气的预热，改善燃料的着火条件，强化了燃烧过程，减少了不完全燃烧损失，对于难着火的无烟煤和劣质煤尤为重要[1]。
空气进入炉膛之前，经空气预热器预热，强化炉膛辐射热交换，使吸收同样辐射热的水冷壁受热面减少[7]。
较高温度的预热空气送到制粉系统作为干燥剂，在磨制高水分的劣质煤时也可以起到良好的烘干作用。
所以空气预热器对提高锅炉的燃烧效率，降低燃料消耗非常重要[8]。
在我国的各个大型发电厂中普遍采用回转式空气预热器，运行实际表明：回转式空气预热器主要的缺点就是漏风率大。
因为空气预热器是由转子和固定的密封板组成的，高温烟气自上而下流经转子内部加热蓄能元件，当转子转向空气侧时，低温空气又自下而上流经炙热的蓄能板，带走热量[9]。
由于空气预热器转子重复循环承受这样的冷热交替变化，转子内自上而下的温差就会使其发生热变形，受高温的转子上端和受低温的转子下端便会与上下端密封的扇形板形成间隙。
又因为高温烟气和低温空气之间有压差，这样烟气不可避免地会从这些间隙中泄漏到空气中。
催化剂薄层内甲烷水蒸气重整反应强化管内对流换热的数值模拟
- 1 -催化剂薄层内甲烷水蒸气重整 反应强化管内对流换热的数值模拟∗刘峰1 姜培学1 S. He 21热科学与动力工程教育部重点实验室，清华大学热能工程系，北京 1000842英国罗伯特高登大学工学院E-mail: jiangpx@摘 要：本文选取竖直圆管管内壁催化剂薄层内发生甲烷水蒸气重整反应强化对流换热作为研究对象，对其进行了数值模拟。
结果发现，催化剂薄层内的吸热化学反应可以有效地强化对流换热，降低流体和壁面温度，从而对壁面起到保护作用；在本文计算的情况中，浮升力对换热的影响可以忽略不计；变物性对对流换热的影响很大，不能忽略其影响；极限热流密度的大小与流体的入口温度有关，存在最佳入口温度使极限热流密度最大。
关键词：甲烷水蒸气重整反应 催化剂薄膜 混合对流 浮升力 变物性1 引言冷却流体在高温表面发生吸热化学反应是强化对流换热的一种有效途径。
与传统的对流换热相比，这种方法可以有效地降低高温表面的温度，起到保护高温表面的作用[1]。
此技术在可重复使用飞行器外表面的热防护[2][3]和航空发动机的冷却[4][5]等领域有很好的应用前景，有必要对此开展深入的研究。
本文选取竖直圆管管内壁催化剂薄层内发生甲烷水蒸气重整反应强化对流换热作为研究对象，对其进行了数值模拟。
甲烷的水蒸气重整比较复杂，反应涉及的物质有：CH 4, H 2O, CO, CO 2, H 2。
甲烷水蒸气重整过程中主要有下面三个反应：42222242223206.1/41/24164/CH H O CO H kJ mol CO H O CO H kJ mol CH H O CO H kJ mol+=+−+=+++=+−显然，甲烷的水蒸气重整反应是一个强吸热反应。
本文数值模拟了甲烷水蒸气重整反应对换热的影响。
数值计算的物理模型和坐标系统如图1所示。
整个计算区域为圆柱形。
多孔催化剂层为附着在金属管壁上的一层微米尺度厚度的多孔催化剂薄膜，主流道为圆管。
石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟
石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟一、引言石蜡固液相变储热及强化传热是一种新型的能源利用技术，其通过利用石蜡固液相变的热储能特性，可以在一定程度上解决能源储存和利用方面的问题。
强化传热技术在这一过程中也起到了非常重要的作用。
本文将从理论和数值模拟的角度进行全面评估，并撰写一篇关于石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟的高质量文章。
二、石蜡固液相变储热的原理及应用石蜡是一种具有固液相变特性的材料，其在固液相变时可以释放或吸收大量的热量。
这一特性使得石蜡可以作为一种储热材料被广泛应用于太阳能热能储存、建筑节能和工业余热利用等领域。
通过固液相变的过程，石蜡可以将热量吸收或释放，并在需要时进行释放，从而实现能量的储存和利用。
在石蜡固液相变储热过程中，强化传热技术起到了至关重要的作用。
通过优化传热系统的结构，可以实现更高效的热量传递，从而提高储热系统的能量利用效率。
研究石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟对于实际应用具有重要意义。
三、非稳态数值模拟在石蜡固液相变储热中的应用非稳态数值模拟是一种有效的研究手段，可以帮助我们更好地理解石蜡固液相变储热过程中的温度变化、热量传递等关键参数。
通过建立相应的数学模型，并运用数值计算方法，我们可以模拟出石蜡固液相变储热过程中的非稳态温度场、热量传递等情况，从而为系统的优化设计和应用提供有力的支持。
四、石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟研究现状目前，国内外对石蜡固液相变储热及强化传热的非稳态数值模拟进行了大量的研究。
研究人员通过建立相应的数学模型，运用有限元方法、计算流体动力学方法等，对石蜡固液相变储热过程中的温度场、热量传递等进行了模拟和分析。
研究结果表明，非稳态数值模拟是一种有效的研究手段，可以为石蜡固液相变储热及强化传热技术的优化设计和实际应用提供重要参考。
五、个人观点和理解从我个人的角度来看，石蜡固液相变储热及强化传热技术具有巨大的应用潜力。
水力空化论文：水力空化及CFD数值模拟
【中文摘要】空化是由于液体中的局部低压(低于相应温度下该液体的饱和蒸汽压)使液体汽化而引发的微气泡(或称气核)爆发性生长而后又溃灭的现象。根据空化产生的方法一般可以分为四种类型:声空化,光空化,粒子空化和水力空化。其中,水力空化现象发生在很多场合,例如在管径急剧变化的管道中和水力机械中。水力空化发生时伴随空化泡溃灭瞬间产生的能量释放,可以实现过程的强化。为了探究水力空化强化效应的机制和效果,寻求影响空化强化效应的基本规律,本论文就此开展了如下研究工作:设计建立实用有效的水力空化实验装置;根据计算流体力学理论,用CFD软件FLUENT对空化流场进行数值模拟;采用空化自由基捕捉方法,定量检测水力空化羟自由基;在此基础上,研究了孔板、孔板—液哨型组合空化器及尾涡旋转空化器的各种参数对空化自由基产量的影响,以寻求最佳空化条件。研究结果表明:(1)在FLUENT中,可以采用标准k ??模型和空泡动力学模型对孔板式水力空化器进行数值模拟,模拟结果表明:当出口压力一定时,入口压力越大,空化强度越剧烈;增加孔径及小孔个数使空化强度减弱;增大液体密度和粘度使空化强度减弱;增大液体初始含气量使空化强度先增大后减小;(2)利用亚甲基蓝溶液能够成功捕捉水力空化产生的羟自由基,然后可以采用紫外分光光度计定量检测空化羟自由基;(3)孔板式水力空化器的空化效应随入口压力的增大而增强;孔径及小孔个数增加,空化效应减弱;流量相同的情况下,空化效应随孔板比周长的增加而增强。(4)孔板—液哨型组合空化器的空化效应随空化数减小而增强;入口压力增大,空化效应增强;与单孔孔板相比,加入悬臂式簧片哨后的组合水力空化器空化效应明显增强,最大可提高26.7%,且簧片尖端到孔板距离较短、簧片自由端较短时,·OH产量更高,空化效应更剧烈。(5)尾涡空化旋转发生器的空化效应随入口流量的增加而先增大后减小,即流量存在一个最佳值使空化效应最强。
内外流动介质下强化换热管耦合传热数值模拟
设计计算文章编号:1000 7466(2011)03 0019 06内外流动介质下强化换热管耦合传热数值模拟霍喜军,刘巨保,张 强(东北石油大学机械科学与工程学院,黑龙江大庆 163318)摘要:以强化换热管为研究对象,建立了以水为介质的轴对称数值模型。
应用计算流体软件CFX对光管及2种强化换热管(缩放管、波纹管)的传热特性及流动规律进行数值研究。
结果表明,数值计算得到的光管总传热系数数值与经验公式计算结果吻合很好。
与光管相比,强化换热管壁面结构改变了流体的流动状况,对流道的流场产生重要影响。
在相同流动条件下,缩放管与波纹管的总传热系数数值均有较大程度的提高,强化作用明显。
为此类产品的进一步理论研究和分析方法推广提供了依据。
关键词:强化换热管;传热系数;流动规律;数值模拟中图分类号:TE 965.03 文献标志码:AC oupling Heat Transfer Numerical S imulation of Enhanced Tube withInside and Outside Flow MediaHUO Xi jun,LIU Ju bao,ZHANG Qiang(Colleg e of M echanical Science and Eng ineer ing,No rtheast Petro leum University,Daqing 163318,China)Abstract :Enhanced heat ex chang e tubes w ere focused on and an ax isy mmetric numerical mo delw ith w ater w as set up.T he heat transfer characteristics and the flow law s of sm ooth tubes,con v erg ent divergent tubes and co rrugated tubes w ere studied both by using CFD softw are CFX.The results show that the to tal heat transfer co efficient of smoo th tubes co nsistent w ell w ith the re sults calculated w ith the empirical form par ed w ith the smoo th tubes,the w all structure of heat transfer enhancing tubes chang ed the fluid flow conditions,and gener ated gr eat affect on flow field of fluid channel.In the same flo w conditions,the total heat transfer coefficient o f both convergent div erg ent tubes and corr ug ated tubes has increased greatly,also and the enhancing functions w ere obvious.Therefor e,the basis for further theoretical research and analy sis method of such pro ducts w as prov ided.Key words :heat transfer enhancing tube;heat transfer coefficient;flow law ;num er icalsimulation强化换热管是热交换器结构中重要的传热元件之一,对能量交换、节能具有重要作用。
关于换热器传热过程的强化
开 而 成 数ưR始 。 λ传很 （ （ íSSSSLLL换 下 热 可 R或BR大Ɠ12总 ᨺඞᨺඞSSLLu热 面 Lã íí í总 ） 见 ）=， í í í ínSSᨺඞLLRíããư时 讨 Lí íSSLL热 K提ã内 LLíᨺඞ该 í íƺƺጾƳƳƓLLã ãí íᨺඞ与 ã对 ư， 论 IIul阻 ã í í高 ưưí íãLÞã项 +യããƺí íጾãƳnLưãÞÞRയR式 ጾጾIRããbL又 对 ưưƺጾᒤãÞã的 ƳLLíã垢 ã总 ã导ưưÞ ÞƺIጾᒤƳlãÞᚔ中 ጾããư很 I由 互 +Þãư流ඦጾ ጾãb导 ãÞãയÞưRᙸጾãÞƺƺƳƳ， ᚔ各 ưãÞയጾ小 Þ Þ对 ᨺ为 传 外 ãbጾư热 Þᒤ෯ᚔãƺãbƳÞ对 因 项 ᒤÞÞᚔᩆ， ጾãÞƺƺ流 ƳƳ倒 热ඦ热 +ᇰƺጾƳưưᙸƺ换 热 ÞRƳÞᇰ暂 ããƺƳ传 膜 Þ数 ᨺƓÞÞ阻 ᚔ ᚔ垢෯uÞưS阻 热 ƺƳ忽 ã内 Þưưᩆ热 Þ Þƺ系 ， ƳnÞ很 ᚔããưᇰ+ᨺᚔ ᚔ对 ã器 b略 SSᇰÞưRᚔãÞ热 数 K小ƓãÞᚔÞ Þ垢༒༒ᚔ总 u管 ưSÞ， S值阻 ãb（ ጾጾ外 Þ，SSnᚔãÞᨺS༒热 壁ᚔ则 Þ Þ越 S༒ ༒、 降 ጾ可 ÞS༒ጾ ጾÞ阻 SSδ༒上 Þጾ大S༒导 低 忽ÞÞጾ较S༒ ༒ጾÞ的 S式 ༒ᚔ ᚔÞ，SS热 略 对 ༒Þ薄 ጾS༒J J影 ጾS可 ༒༒ᚔ传 ÞS。 热 流 ༒，ᚔᚔÞJ༒响ᚔ写 S༒热 ᚔ阻 传 S而 Jᚔ： ༒J为༒总 ᚔ及 热 金ᚔ 热 污 的 属阻 垢 热 的越 热 阻 导小 阻 ） 热构 系 ， 。
（3）减小垢层热阻。随着使用时间的增加，管壁处所 结的污垢会越来越厚。由于污垢的导热系数很小，热阻很 大。即使很薄的垢层，其热阻也可能很大，对易结垢流体 的传热，很容易成为关键的热阻。因此，应采用必要的措 施进行除垢。其主要措施有四条。①增大流速。可减少污 垢的沉积。②定期除垢。如蒸发操作，经常是蒸发一次， 清洗一次，清洗要求彻底干净。又如一年一度的大修，对 换热器进行的除垢。③采用化学的方法，如水中加入六偏 磷酸钠、三聚磷酸钠等除垢剂；又如进入锅炉的硬水进行 处理使其成为软水；再如对循环使用的水易生成生物污 垢，可用氯、溴、硫酸铜等作为生物杀菌剂等；④其他方 法，超声波除水垢，其原理是当超声波信号作用于液体中 时，使液体内形成许许多多微小的气泡（空化核），液体 中每个气泡的破裂会产生能量很大的冲击波，这种现象称 之为“空化效应”，超声波除垢正是利用液体中气泡破裂 所产生的冲击波来达到防垢除垢作用。
基于ZBO技术的空间低温贮箱强化换热数值模拟研究
２０１６０３１６０００８０７王丽红基于ＺＢＯ技术的空间低温贮箱强化换热数值模拟研究王丽红，冶文莲，王田刚（兰州空间技术物理研究所真空技术与物理重点实验室，兰州７３００００）摘要：针对载人航天和深空探测对低温推进剂长期在轨存储技术的研究需求，提出了一种基于主动制冷技术和流体混合技术的ＺＢＯ新型空间低温贮箱，建立了微重力下低温存储系统的３Ｄ模型，对六种采用不同换热结构低温贮箱的温度场和速度场进行了数值模拟和研究㊂通过对比分析，发现热管位置和混合泵以及冷头的传输效率是影响低温贮箱性能的主要因素，低温贮箱结构采用单混合泵侧喷和低温热管加环肋时最高温度最低，温差最小，具有较好的冷却效果㊂模拟结果有助于提高低温存储系统的性能，为空间低温贮箱的优化设计提供参考依据㊂关键词：微重力；低温贮箱；ＺＢＯ；热管；混合泵中图分类号：Ｖ５１１＋．６㊀文献标识码：Ａ㊀文章编号：１６７４⁃５８２５（２０１６）０２⁃０１６４⁃０５ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎＳｔｕｄｙｏｎＦｏｒｃｅｄＨｅａｔＴｒａｎｓｆｅｒｏｆＳｐａｃｅＣｒｙｏｇｅｎｉｃＴａｎｋＢａｓｅｄｏｎＺＢＯＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＷＡＮＧＬｉｈｏｎｇ，ＹＥＷｅｎｌｉａｎ，ＷＡＮＧＴｉａｎｇａｎｇ（ＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｎＶａｃｕｕｍＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙａｎｄＰｈｙｓｉｃｓＬａｂｏｒａｔｏｒｙ，ＬａｎｚｈｏｕＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＰｈｙｓｉｃｓ，Ｌａｎｚｈｏｕ７３００００，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｏｍｅｅｔｔｈｅｎｅｅｄｓｏｆｌｏｎｇ⁃ｔｅｒｍｏｎ⁃ｏｒｂｉｔｓｔｏｒａｇｅｏｆｔｈｅｃｒｙｏｇｅｎｉｃｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｆｏｒｍａｎｎｅｄｓｐａｃｅｆｌｉｇｈｔａｎｄｄｅｅｐｓｐａｃｅｅｘｐｌｏｒａｔｉｏｎ，ａｎｅｗｔｙｐｅｏｆｃｒｙｏｇｅｎｉｃｔａｎｋｂａｓｅｄｏｎＺＢＯｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄｗｈｉｃｈｉｎｔｅｇｒａｔｅｄｔｈｅａｃｔｉｖｅｃｏｏｌｉｎｇａｎｄｌｉｑｕｉｄｍｉｘｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ．Ｔｈｒｅｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｃｒｙｏｇｅｎｉｃｓｔｏｒａｇｅｓｙｓｔｅｍｉｎｍｉｃｒｏｇｒａｖｉｔｙｗａｓｂｕｉｌｔ．Ｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｖｅｌｏｃｉｔｙａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅｓｐａｃｅｃｒｙｏｇｅｎｉｃｔａｎｋｓｗｉｔｈｓｉｘｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｗａｓｓｔｕｄｉｅｄｉｎｄｅ⁃ｔａｉｌ．Ｂｙｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ，ｔｈｅｌｏｃａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｈｅａｔｐｉｐｅ，ｔｈｅｐｕｍｐｕｎｉｔ，ａｎｄｔｈｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｏｆｔｈｅｃｏｏｌｉｎｇｆｉｎｇｅｒｗｅｒｅｔｈｅｍｏｓｔｉｍｐｏｒｔａｎｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｆａｃｔｏｒｓｏｎｔｈｅｃｒｙｏｇｅｎｉｃｔａｎｋ．Ｔｈｅｍａｘｉｍｕｍｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｗａｓｔｈｅｌｏｗｅｓｔａｎｄｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓｔａｎｄａｒｄｄｅｖｉａｔｉｏｎｗａｓｍｉｎｉｍｕｍｗｈｅｎｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｗｉｔｈｓｉｎｇｌｅｍｉｘｉｎｇ⁃ｐｕｍｐａｔａｓｉｄｅｏｆｔｈｅｔａｎｋａｎｄｒｉｎｇｆｉｎｓｏｎｔｈｅｃｏｏｌｔｉｐｗａｓａｐｐｌｉｅｄｉｎｔｈｅｓｔｏｒａｇｅｔａｎｋ，ｗｈｉｃｈｗａｓｔｈｅｏｐｔｉｍａｌｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｓｔｙｌｅ．Ｔｈｅｆｉｎｄｉｎｇｓｗｉｌｌｂｅｂｅｎｅｆｉｃｉａｌｔｏｆｕｒｔｈｅｒｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｃｒｙｏｇｅｎｉｃｌｉｑｕｉｄｓｔｏｒａｇｅｓｙｓｔｅｍａｎｄｐｒｏｖｉｄｅｒｅｆｅｒｅｎｃｅｆｏｒｔｈｅｏｐｔｉｍａｌｄｅｓｉｇｎｏｆｔｈｅｃｒｙｏｇｅｎｉｃｔａｎｋｉｎｓｐａｃｅ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｍｉｃｒｏｇｒａｖｉｔｙ；ｃｒｙｏｇｅｎｉｃｔａｎｋ；ｚｅｒｏｂｏｉｌ⁃ｏｆｆ；ｈｅａｔｐｉｐｅ；ｍｉｘｉｎｇ⁃ｐｕｍｐ收稿日期：２０１５⁃０８⁃１５；修回日期：２０１６⁃０２⁃０３基金项目：载人航天预先研究项目（０６０３０１）作者简介：王丽红（１９７３－），女，硕士，高级工程师，研究方向为空间低温液体存储技术㊂Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗｈｅｒｂ＠１６３．ｃｏｍ１㊀引言低温推进剂如液氢㊁液氧和液态甲烷等具有比冲高㊁清洁㊁无毒无污染的特点，在航天中的应用越来越广泛㊂但是由于低温推进剂的饱和温度相对较低，易于受热蒸发，并且微重力下低温贮箱内的推进剂处于气液两相流状态，存在热分层，使其长期存储不易于实现［１］㊂为了实现低温推进剂的长期在轨存储并提高其贮运安全性，ＮＡＳＡ提出了低温推进剂零蒸发损耗（ＺｅｒｏＢｏｉｌ⁃ｏｆｆ，简称ＺＢＯ）技术［２⁃４］，该技术将主动制冷技术和被动多层绝热技术相互配套来实现贮箱压力控制而不需要排气，用第２２卷㊀第２期２０１６年㊀４月㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀载㊀人㊀航㊀天ＭａｎｎｅｄＳｐａｃｅｆｌｉｇｈｔ㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀Ｖｏｌ．２２㊀Ｎｏ．２Ａｐｒ．２０１６耦合于低温制冷机的热交换器从贮箱内移出漏入贮箱的热量以及贮箱中的寄生热，最后这些热量通过辐射器辐射到外界空间环境中㊂该技术可以大大提高贮运效率和安全性，所以成为近年来低温推进剂长期在轨存储技术研究的热点㊂针对载人航天和深空探测对低温推进剂长期在轨存储技术的研究需求，本文提出了一种基于ＺＢＯ技术的新型空间低温贮箱，建立了带有混合泵和热管结构的低温贮箱物理模型，获得了六种不同强化换热结构的流场和温度场等数据，并对各种结构的冷却效果进行了对比，获得了冷却效果最好的低温贮箱结构㊂２㊀物理模型空间低温贮箱的强化换热结构如图１所示㊂低温贮箱材质采用铝合金，贮箱顶部采用标准椭圆封头，整个贮箱外部包覆多层绝热，贮箱顶部有一个热交换器，在热交换器外连接制冷系统，热交换器下边和低温热管相连，热管底部是冷头，混合泵将低温液体喷向冷头，可强化冷头与流体之间的换热，最终使贮箱内部的低温推进剂维持在一个温度较低的状态㊂热管的传输效率对低温贮箱的冷却效率有较大影响，因此在冷头处加装环状或轴向翅片（环肋或直肋），以增加换热面积，并对冷头附近的流体产生紊流效应，以达到强化冷头换热效率的目的㊂图１㊀空间低温贮箱结构Ｆｉｇ．１㊀Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｔｈｅｃｒｙｏｇｅｎｉｃｓｔｏｒａｇｅｔａｎｋ图２所示为六种不同换热结构的空间低温贮箱模型，采用低温推进剂为液氢㊂图２（ａ）为单混合泵侧喷结构，热管冷头为光管，为了表述方便，简称为 单泵侧喷＋光管 ㊂图２（ｂ）为混合泵侧喷结构，在热管的冷头加装环肋以增加冷头的换热面积，强化冷头的换热，简称为 单泵侧喷＋环肋 ㊂图２（ｃ）为冷头为光管，在中心轴对称布置三个混合泵，简称为 三泵侧喷＋光管 ㊂图２（ｄ）所示结构为在图２（ｃ）的基础上，在冷头处加装环肋，简称为 三泵侧喷＋环肋 ㊂图２（ｅ）中冷头为光管，混合泵从底部喷射，简称为 单泵底喷＋光管 ，由于实际结构为中心轴对称，因此可以简化为二维结构进行计算㊂图２（ｆ）为混合泵从底部喷射㊁在冷头加装直肋的贮箱结构，简称为 单泵底喷＋直肋㊂图２㊀六种不同换热结构的空间低温贮箱模型Ｆｉｇ．２㊀Ｍｏｄｅｌｓｏｆｃｒｙｏｇｅｎｉｃｓｔｏｒａｇｅｔａｎｋｗｉｔｈｓｉｘｄｉｆ⁃ｆｅｒｅｎｔｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｓｔｒｕｃｔｕｒｅ３㊀数学模型通过在整个流体区域内求解质量守恒㊁动量守恒和能量守恒控制方程，确定低温推进剂在贮箱内的速度和温度分布，从而确定贮箱中流体流动和换热的分布规律㊂假设流动为稳态㊁湍流流动，流体为不可压缩㊁常物性㊂湍流模型使用Ｒｅｙｎｏｌｄｓ时均方程㊂湍流模型的控制公式和雷诺５６１第２期㊀㊀㊀㊀王丽红，等．基于ＺＢＯ技术的空间低温贮箱强化换热数值模拟研究分解法参考Ｗｈｉｔｅ［５］和ＫａｙｓＷＭ［６］的文章㊂质量守恒公式可写成式（１）：Δ㊃ｕ＝０（１）式中，Δ为哈密尔顿算子，ｕ为流体速度㊂㊀㊀微重力条件下，重力和浮力效应可忽略，动量守恒方程可写为式（２）：ρｕ㊃Δｕ＝－Δｐ＋μΔ２ｕ（２）式中，ρ为流体密度，ｋｇ／ｍ３；ｐ为流体压力，Ｐａ；μ为有效粘度，Ｐａ㊃ｓ；Δ２为拉普拉斯算子㊂㊀㊀对于湍流模型，有效粘度μ定义为动力粘度μ０（物理特性）和涡流粘度μｔ（湍流效应）之和（如式（３）），其中涡流粘度可以显示出湍流对流动的影响㊂采用普朗特提出的混合长度理论对湍流进行模拟［７］，这种模型对于较为简单的流动，比如贴壁流动㊁射流以及尾流等问题有很好的模拟结果，并且不需要附加的控制方程㊂μ＝μ０＋μｔ（３）㊀㊀假设无热源项，并且忽略粘性扩散和压力的作用，能量守恒方程的表达式为式（４）：ρｃｐｕΔＴ＝ｋ＋ｋｔ()Δ２Ｔ（４）式中，ｃｐ为定压比热容，Ｊ／（ｋｇ㊃Ｋ）；ｋ为导热系数，Ｗ／（ｍ㊃Ｋ）；ｋｔ为附加导热系数，Ｗ／（ｍ㊃Ｋ）㊂同粘度的处理方法类似，在能量守恒方程中，采取湍流附加导热系数ｋｔ的方法来描述湍流造成的影响㊂湍流热导率可以表述为式（５）：ｋｔ＝ｃｐμｔ０．８５（５）㊀㊀为了完整地描述整个问题，需要在计算区域的每个边界部分设置合适的边界条件，如式（６） （１０）㊂在入口处：ｕｒ＝０，ｕｚ＝ｕｉｎ，Ｔ＝Ｔｉｎ（６）㊀㊀在中心轴：ｕｒ＝０，∂ｕｚ∂ｒ＝０，∂Ｔ∂ｒ＝０（７）㊀㊀在贮箱壁面：ｕｒ＝ｕｚ＝０，ｋ∂Ｔ∂ｎ＝ｑｗ（８）㊀㊀在入口管壁和喷头壁面：ｕｒ＝ｕｚ＝０，∂Ｔ∂ｎ＝０（９）㊀㊀在热管蒸发段：ｕｒ＝ｕｚ＝０，Ｔ＝Ｔｃ（１０）㊀㊀以上各式中，ｕｒ为流体的径向速度，ｍ／ｓ；ｕｚ为流体的轴向速度，ｍ／ｓ；ｕｉｎ为混合泵入口处的流速，ｍ／ｓ；Ｔ为流体温度，Ｋ；Ｔｉｎ为混合泵入口处的流体温度，Ｋ；ｑｗ为进入贮箱的热流，ｗ／ｍ２；ｎ表示壁面厚度，ｍ；Ｔｃ表示临界温度，Ｋ㊂采用有限体积法求解控制方程（１） （１０）和边界条件，将计算区域进行离散，所有的模拟均采用四边形网格㊂采用ＳＩＭＰＬＥ算法来更新计算区域内的压力场分布［８］㊂在每个部件中，径向和轴向速度部件㊁压力和温度都使用Ｇａｌｅｒｋｉｎ过程，使用非线性代数公式定义非离散的连续体，使用完全耦合迭代置换法解决系统的非线性问题㊂本文采用低温推进剂液氢２０Ｋ时的物性参数，ρ＝７１ １ｋｇ／ｍ３，μ＝１ ３６ˑ１０－５Ｐａ㊃ｓ，ｃｐ＝９ ５３ˑ１０３Ｊ／（ｋｇ㊃Ｋ），ｋ＝０ ０９８４Ｗ／（ｍ㊃Ｋ），边界条件为混合泵喷口速度ｕｉｎ＝０ ０１ｍ／ｓ，入口液体温度Ｔｉｎ＝１８Ｋ，外壁面漏入贮箱内部的热流密度ｑｗ＝１Ｗ／ｍ２㊂４㊀模拟结果图３给出了六种不同换热结构贮箱的流场分布图，图３（ａ） （ｆ）中的流场（速度场）分布与图２（ａ） （ｆ）中的换热结构相对应㊂可以看出图３（ａ）中模型的平均速度为０ ００１ ０ ００３ｍ／ｓ，单喷头结构流体从喷头喷出后分为三股分别冷却顶部㊁侧面和底部壁面㊂图３（ｂ）中，混合泵喷射到冷头的流体速度是０ ０１ｍ／ｓ，在冷头背风侧形成速度较低的尾翼区域，之后流体速度降低为０ ００５ｍ／ｓ，贮箱外壁附近基本上均有速度较高的流体对其进行冷却㊂图３（ｃ）中各个位置的速度场有很好的对称性，这说明计算结果是正确的㊂由图中还可以发现，贮箱的中部速度较大，究其原因是三个喷头的相互影响制约导致混合泵出口流体大部分流向贮箱的底部和顶部㊂图３（ｄ）与图３（ｃ）的流场相似，由于是三个混合泵，流体的较高流速只有０ ００８ｍ／ｓ，但是由于其它两个泵的影响，当流体达到贮箱壁时，流体的速度很低，不能有效冷却壁面，降低了换热效率㊂图３（ｅ）在贮箱内部形成两个明显的低速区域，一个位于贮箱顶部，一个位于贮箱中心位置㊂由图可以看出，贮箱内部有多股流体存在，且各股流体之间相互制６６１载人航天第２２卷约，使流体到达壁面时流速已经较小，因此降低了换热效率，且各股流体的交汇处存在死滞区，这是影响贮箱换热效果的主要因素㊂图３（ｆ）在箱体的上部形成一个明显的涡流区域，而下部（尤其是贴近壁面的区域）的流速很低，基本处于滞止状态㊂这是由于底喷结构中喷头出口速度是竖直向上的，沿着冷头向上流动的过程中具有很大的动量值，故能够很好地贴壁冲刷，而等到沿着箱体壁面向下流动时，其速度方向改变了１８０ʎ，由于速度方向改变以及流动过程中的摩擦损耗，导致工质的动量明显减小，不足以继续冲刷壁面，从而在箱体上部形成一个涡流㊂图３㊀不同结构贮箱的流场（速度场）分布Ｆｉｇ．３㊀Ｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ图４为六种不同换热结构低温贮箱的温度场分布图㊂图４（ａ） （ｆ）中的温度场分布与图２（ａ） （ｆ）中的换热结构相对应㊂由图可知，各种结构贮箱均在不同的位置存在高温区域，但是高温区域的温度和面积大小有区别㊂通过对比各种结构的温度分布，可以获得效果最好的结构，并对其进行深入地研究㊂图４㊀不同结构贮箱内流体温度场Ｆｉｇ ４㊀Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ图４（ａ）中，整个贮箱温度都处于较高温区，最高温度为２０ ５８Ｋ，位于贮箱左侧顶部㊂图４（ｂ）中，可以看出，贮箱大部分都是由混合泵喷出的冷流体冷却的，除了贮箱壁面周围和混合泵上面的小部分，整个贮箱的最高温度位于贮箱壁，为１８ ７Ｋ㊂图４（ｃ）中，可以看到沿高度方向不同位置的温度分布，图中各个位置的温度场有很好的对称性，贮箱的中部温度较低，究其原因是三个喷头的相互影响制约导致混合泵出口流体大部分流向贮箱的底部和顶部㊂图４（ｄ）中，三个对称区域中的最高温度是２０ ０５Ｋ㊂和结构（ｂ）相比，这种结构具有温度较高㊁高温面积也较大的特点㊂图４（ｅ）中，高温区域位于混合泵后方，其原因在于贮箱内部有多股流体，各股流体之间相互７６１第２期㊀㊀㊀㊀王丽红，等．基于ＺＢＯ技术的空间低温贮箱强化换热数值模拟研究影响和制约，在不同流向的流体相汇时会形成死滞区，这些区域流速极低，换热效果很差，因此会导致此处贮箱壁面温度升高㊂图４（ｆ）中，其温度场为轴对称结构，最高温度为１９ ７Ｋ，位于贮箱底部㊂图４（ｆ）底喷结构可以有效地保证低温工质沿着上部壁面流动形成上部的低温区域，但是由于工质回转后的动量不足，无法到达底部，而是在中部偏上的区域形成一个低温涡流，这样直接导致在贮箱壁面的下部出现一个明显的高温区域㊂可见这一结构虽然有效地降低了箱体上部的温度，但是并不能使箱体内工质的整体温度或平均温度降低，仍然会出现明显的高温区域㊂图５㊀不同换热结构贮箱的最高温度和温度偏差Ｆｉｇ．５㊀Ｍａｘｉｍｕｍｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｅｖｉ⁃ａｔｉｏｎｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔａｎｋｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ图５为六种不同换热结构贮箱所对应的最高温度和温度偏差柱状图㊂贮箱的最高温度可以反映冷却效果［９］㊂由图５可知，上述结构的最高温度分别为２０ ５８Ｋ㊁１８ ７Ｋ㊁１９ ９Ｋ㊁２０ ０５Ｋ㊁２２ ５Ｋ和１９ ７Ｋ㊂最高温度最低的贮箱是单混合泵侧喷㊁冷头加装环肋的结构，其温度偏差仅为０ ７Ｋ㊂其次是单混合泵底喷㊁冷头加直肋的结构，温差为１ ７Ｋ㊂而最高温度最高的是单混合泵底喷㊁冷头为光管结构，其温差达４ ５Ｋ㊂因此单混合泵侧喷㊁冷头加装环肋的结构具体有较高的研究价值，在传热管冷头加装环肋时，整个贮箱的换热性能良好，结构简单，符合工程应用需求㊂５㊀结论１）对比分析六种不同换热结构的ＺＢＯ低温贮箱冷却性能，热管和混合泵位置以及冷头的传输效率是影响低温贮箱性能的主要因素㊂采用单混合泵侧喷㊁冷头底部加装环肋的低温贮箱强化换热结构为最优结构，具有良好的冷却效果㊂２）随着混合泵数量的增加，低温贮箱的冷却性能不但没有改善反而变坏，因此对于强化换热结构的ＺＢＯ低温贮箱来说，采用单混合泵具有较好的混合效果㊂３）冷头加装肋片对冷却效率有较大的影响，环肋和直肋相比，环肋的性能较好，后续研究中将针对该种结构的肋片形状和参数进行优化，以便为低温推进剂长期在轨存储的空间低温贮箱设计提供理论依据㊂参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）［１］㊀朱洪来，孙沂昆，张阿莉，等．低温推进剂在轨贮存与管理技术研究［Ｊ］．载人航天，２０１５，２１（１）：１３⁃１８．㊀ＺＨＵＨｏｎｇｌａｉ，ＳＵＮＱｉｋｕｎ，ＺＨＡＮＧＡｌｉ，ｅｔａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｏｎ⁃ｏｒｂｉｔｓｔｏｒａｇｅａｎｄｍａｎａｇｅｍｅｎｔｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆｃｒｙｏｇｅｎｉｃｐｒｏ⁃ｐｅｌｌａｎｔ［Ｊ］．ＭａｎｎｅｄＳｐａｃｅｆｌｉｇｈｔ，２０１５，２１（１）：１３⁃１８．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２］㊀ＨａｓｔｉｎｇｓＬＪ，ＰｌａｃｈｔａＤＷ，ＳａｌｅｒｎｏＬ，ｅｔａｌ．ＡｎｏｖｅｒｖｉｅｗｏｆＮＡＳＡｅｆｆｏｒｔｓｏｎｚｅｒｏｂｏｉｌｏｆｆｓｔｏｒａｇｅｏｆｃｒｙｏｇｅｎｉｃｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ［Ｊ］．Ｃｒｙｏｇｅｎｉｃｓ，２００１，４１（１１）：８３３⁃８３９．［３］㊀ＨｏＳＨ，ＲａｈｍａｎＭＭ．Ｎｏｚｚｌｅｉｎｊｅｃｔｉｏｎｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｍｉｘｉｎｇｉｎａｚｅｒｏｂｏｉｌ⁃ｏｆｆｈｙｄｒｏｇｅｎｓｔｏｒａｇｅｔａｎｋ［Ｊ］．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＨｙｄｒｏｇｅｎＥｎｅｒｇｙ，２００８，３３（２）：８７８⁃８８８．［４］㊀李广武，安刚，李娜．低温液体无损储存技术的发展与应用［Ｊ］．真空与低温，２００８，１４（３）：１７２⁃１７６．㊀ＬＩＧｕａｎｇｗｕ，ＡＮＧａｎｇ，ＬＩＮａ．Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔａｎｄａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｃｒｙｏｇｅｎｉｃｌｉｑｕｉｄｚｅｒｏｂｏｉｌｏｆｆｓｔｏｒａｇｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ［Ｊ］．Ｖａｃｕ⁃ｕｍａｎｄＣｒｙｏｇｅｎｉｃｓ，２００８，１４（３）：１７２⁃１７６．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［５］㊀ＷｈｉｔｅＦＭ．ＶｉｓｃｏｕｓＦｌｕｉｄＦｌｏｗ［Ｍ］．２ｎｄｅｄ．ＮｅｗＹｏｒｋ：ＭｃＧｒａｗＨｉｌｌ，２００６：１４５⁃１４７．［６］㊀ＫａｙｓＷＭ，ＣｒａｗｆｏｒｄＭＥ，ＷｅｉｇａｎｄＢ．ＣｏｎｖｅｃｔｉｖｅＨｅａｔａｎｄＭａｓｓＴｒａｎｓｆｅｒ［Ｍ］．４ｔｈｅｄ．ＮｅｗＹｏｒｋ：ＭｃＧｒａｗＨｉｌｌ，１９９３：３５１⁃３５２．［７］㊀ＲｏｄｉＷ．Ｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅｍｏｄｅｌｓａｎｄｔｈｅｉｒａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｉｎｈｙｄｒａｕ⁃ｌｉｃｓ［Ｃ］／／２ｎｄｒｅｖｉｓｅｄｅｄ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＡｓｓｏｃｉａｔｉｏｎｆｏｒＨｙ⁃ｄｒａｕｌｉｃＲｅｓｅａｒｃｈ（ＩＡＨＲ），１９８４．［８］㊀ＦｌｅｔｃｈｅｒＣＡＪ．ＣｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌＧａｌｅｒｋｉｎＭｅｔｈｏｄｓ［Ｍ］．ＮｅｗＹｏｒｋ：Ｓｐｒｉｎｇｅｒ，１９８４：１３７⁃１３９．［９］㊀ＸｕＳＨ，ＷａｎｇＸＪ，ＬｉｕＹＷ．Ｔｈｅｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｓｔｕｄｙｏｆａｚｅｒｏｂｏｉｌ⁃ｏｆｆｈｙｄｒｏｇｅｎｓｔｏｒａｇｅｔａｎｋｗｉｔｈａｇｕｉｄｅｔｕｂｅ［Ｃ］／／１２ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＣｌｅａｎＥｎｅｒｇｙ，Ｘｉ ａｎ，２０１２．８６１载人航天第２２卷。
多孔介质中超临界C O2对流换热数值模拟
近临界忐流体的热物理性质随温度和胜力的变 化异常剧烈，并呈ｆ｝单调性变化。随着高新技术的 发展，近年来超ｌ临界流体在微细结构中的对流换热 引起人们的关沣，其应用背景主要涉及跨临界二氧 化碳空调、制冷与热泉系统１’…、液体火箭发动机 的发汀冷却（超临界氧）３＿等。 作为￥４冷领域的一个￣研究热点，跨临界二氧化碳 制冷卒涠系统的研究Ｔ作正在全球迅速展开＿ｌ…。 许多研究者预测■氧化碳将足下代制冷剂，而跨 临界二氧化碳系统已被公认为下一代汽车空调的首 选。气体冷却器ｆⅡ内部换热器是提高跨临界二氧化 碳制冷空调及热泵系统叫Ｉ肓＆的重要组成部分。 在先进的人推力液氢液氧火箭发动机中，为确
收稿日期２０。ｌ—Ｌ２—１３修订日期：２００２—０１一０５
２物理模型及控制方程组
本文所采用的物理数学模型、坐杯系统肚控制方
基金项目国家杰ｍ青年科等基金瓷助项Ｈ（Ｎｏ ５００２５６１７） 作者简介：善培学（１ｕ６４），Ｂ，山东烟青人，博十，教授，博士牛导帅，曾留学（莳）苏联和英国，｝要从事抟热传填、敞摊进技术
Ｍａｒ
２（｝０２
多孔介质中超Ｉ临界ｃ０２对流换热数值模拟
姜培学
李 勐
徐轶君
北京
任泽霈
１０００８４）
清华大学热能工程系， 捕要
本文对超临孕二氧化碳在多孔结构中的对流换热进彳Ｉ了数值模拟研究。结粜表明，超临界条件Ｆ一氧化碳剧烈 的变物性对多孔介质中的对流换热会产生很大影响；局部热平衡条件下对流换热系数的数值计算值比局部１｝热平衡条件 下的计算结果太；对游：换熟系数随着颗粒直径的增大而增大． 关键词超临界二氧化碳；多孔介质；对流换热
００１
（２）局部非热平衡模型中固体骨架与流体之问 的对流换热系数采用Ｋ”ａｎｄ Ｄｙｂｂｓｌ６】的计算关系 式。 （３）局部非热平衡模型中的边界条件为：
传热换热过程的数值模拟与优化
传热换热过程的数值模拟与优化热传导是指物体之间因温度差异而产生的热量传递过程。
在工程学和物理学中，热传导是非常重要的一项研究内容，尤其是在传热换热领域中。
传热换热是指通过热传导、对流和辐射等方式在物体之间传递热量的过程。
对于不同的传热换热问题，我们需要进行数值模拟和优化来得到更加准确的结果。
在传热换热领域中，数值模拟是一种非常重要的手段。
数值模拟是指通过数学模型和计算机模拟的方法来研究物理现象的过程。
在传热换热领域中，我们可以根据不同的物理现象建立不同的数学模型。
例如，对于热传导问题，我们可以使用热传导方程进行建模。
热传导方程可以用来描述热量在时间和空间上的变化规律。
对于一个具体的传热换热问题，我们可以使用有限元方法或有限差分方法等数值方法对热传导方程进行求解，从而得到比较准确的数值结果。
除了数值模拟外，优化也是传热换热领域中非常重要的一部分。
优化是指通过不断改进设计以得到更好性能的过程。
在传热换热领域中，我们通常需要优化一些参数，如热传导系数、几何形状等，以提高传热效率或者减少传热损失等。
针对不同的优化问题，我们可以使用不同的优化方法。
例如，对于单目标优化问题，我们可以使用梯度下降法和遗传算法等方法；对于多目标优化问题，我们可以使用多目标遗传算法或粒子群优化等方法。
通过选择合适的优化方法并对其进行改进，我们可以得到更加精确和高效的优化结果。
在实际应用中，数值模拟和优化也经常被应用于传热换热器的设计中。
传热换热器是一种能够在物体之间传递热量的设备，广泛应用于化工、电力、食品等行业中。
传热换热器的性能往往与其结构和工艺有很大关系。
通过运用数值模拟和优化方法，我们可以对传热换热器的结构和工艺进行优化，以提高性能和减少能源损耗。
总之，在传热换热领域中，数值模拟和优化都是非常重要和有效的手段。
通过有效使用这些手段，我们可以得到更加准确的结果和更加高效的解决方案，为传热换热领域的研究和应用提供有力的支持。
圆柱形内肋强化换热数值模拟与火积耗散分析
圆柱形内肋强化换热数值模拟与火积耗散分析近年来，随着热交换技术的不断发展，燃烧器内的换热效率也日益提高，以满足催化燃烧器优化结构设计的需求。
圆柱形内肋强化换热器是一种经济型换热器，它具有空间效率高、资金投资少、制造成本低等优点，并且具有很好的换热效果。
本文旨在利用数值模拟研究圆柱形内肋强化换热器的换热特性，为优化热交换技术提供参考。
首先，引入数值模拟技术，分析和提取圆柱形内肋强化换热器的换热性能，即温度场，流场等。
研究表明，圆柱形内肋强化换热器的换热效率一般较高，且换热热量可以有效地向外部释放，有利于室内温度控制。
其次，分析火积耗散特性，估计火积耗散率。
研究发现，圆柱形内肋强化换热器的火积耗散率较低，有助于优化燃烧器的热效率，并使操作更安全高效。
此外，本文结合实验室实验结果，分析了圆柱形内肋强化换热器的换热特性及其对热效率的影响。
综合模型结果表明，圆柱形内肋强化换热器的换热性能优于传统换热器，并能有效地抑制温度场及火积耗散。
本文通过数值模拟研究了圆柱形内肋强化换热器的换热特性及其对热效率的影响，给出了优化换热器结构设计的参考。
从动力学的角度来看，圆柱形内肋强化换热器的结构设计能够提高热交换技术的效率，有助于改善燃烧器的整体性能，提高整机的热效率。
总之，圆柱形内肋强化换热器在热交换技术中显示出了很强的优势，对于热力发电技术有重要意义。
未来研究应将重点放在火积耗散率和流动局部热效率上，继续优化圆柱形内肋强化换热器的性能和热效率。
研究显示，圆柱形内肋强化换热器的性能及其换热性能、火积耗散率及流动局部热效率优于传统换热器。
本文利用数值模拟技术研究了圆柱形内肋强化换热器的换热性能，为优化热交换技术提供了参考，有助于改善燃烧器的整体性能，提高热力发电机的热效率。
特斯拉阀流场特性及空化形成机理数值分析
→
(
(
α)+ ∇ (
α
vv )=Re -Rc
1)
v
v
ρ
ρ
t
式中v 表示气相,α 为蒸汽体积分数,ρv 为蒸汽密度,vv 为气相速度,Re,
Rc 分 别 为 与 蒸 汽 泡 生 长、破 裂
相关的传质源项 .在 ZGB 模型中,气相和液相之间的总相间传质率 R 为
3
α
ρv
R=
RB
2 PB -P
3 ρl
象
[
15]
及其形成机理的研究还不多见 .因此,本文从特斯拉阀逆向导通时流场特性入手,对特斯拉阀交叉出
口处流场特性进行详细分区 分 析,研 究 逆 向 导 通 时 特 斯 拉 阀 发 生 空 化 的 原 因,同 时 对 比 加 入 空 化 模 型 前
后,空化效应对流场特性的影响 .
1 模型的建立
1
.1 几何模型
中图分类号:O359+.1
文献标志码:A
文章编号:1673 9868(
2021)
08 0161
特 斯 拉 阀 因 其 特 殊 的 结 构 和 控 制 流 动 特 性 在 微 流 体 控 制 、微 机 电 系 统 和 生 物 化 学 等 领 域 得 到 广
泛 应 用 [1-5].
近年来,国际上许多学者对特斯拉阀的结构 和 导 通 性 能 开 展 了 大 量 研 究 [6-10].Thompson 等 [11]利 用 三
5
4
型的流场压力最低值为 -3
.66×10 Pa,加入空化模型后,压 力 最 小 值 为 -9
.92×10 Pa;加 入 空 化 模 型 后 交 叉 出
空气传热与流体流动模型的数值模拟与优化
空气传热与流体流动模型的数值模拟与优化商业计划书：空气传热与流体流动模型的数值模拟与优化摘要：本商业计划书旨在介绍一个专注于空气传热与流体流动模型的数值模拟与优化的商业项目。
通过利用先进的计算机模拟技术，我们旨在为工业领域提供高效、精确的数值模拟与优化解决方案，以提升能源利用效率和产品质量。
1. 项目背景：随着工业领域的快速发展，空气传热与流体流动模型的数值模拟与优化成为了提高工业生产效率和产品质量的重要手段。
然而，传统的实验方法费时费力，且成本高昂。
因此，我们决定利用先进的计算机模拟技术，开展空气传热与流体流动模型的数值模拟与优化服务。
2. 项目介绍：我们的项目主要提供以下服务：- 空气传热模型的数值模拟与优化：通过建立精确的数学模型，利用计算机模拟技术分析和优化空气传热过程，以提高能源利用效率和减少能源浪费。
- 流体流动模型的数值模拟与优化：通过建立流体力学模型，利用计算机模拟技术分析和优化流体流动过程，以提高工业生产效率和产品质量。
- 客户定制化解决方案：根据客户的具体需求，提供个性化的数值模拟与优化解决方案，帮助客户解决实际问题。
3. 市场分析：目前，工业领域对空气传热与流体流动模型的数值模拟与优化需求日益增长。
特别是在能源行业、制造业和建筑业等领域，提高能源利用效率和产品质量已成为重要的发展方向。
然而，目前市场上缺乏专业的数值模拟与优化服务提供商，这为我们的项目提供了巨大的商机。
4. 竞争优势：我们的项目具有以下竞争优势：- 专业团队：我们拥有一支由工程师、数学家和计算机科学家组成的专业团队，他们具备丰富的数值模拟与优化经验。
- 先进技术：我们采用最先进的计算机模拟技术，确保模拟结果的准确性和可靠性。
- 客户定制化：我们提供个性化的解决方案，根据客户的具体需求进行模拟与优化，以实现最佳效果。
- 服务质量：我们注重服务质量，确保及时响应客户需求，并提供全面的技术支持。
5. 市场推广：为了推广我们的项目，我们将采取以下市场推广策略：- 建立合作关系：与相关行业的企业建立合作关系，共同开展研究项目，提高项目的知名度和可信度。
基于全空化模型的柱塞泵内空化流动数值模拟
基于全空化模型的柱塞泵内空化流动数值模拟刘春节 吴小锋 干为民 何亚峰常州工学院,常州,213002摘要:针对典型斜盘式轴向柱塞泵工作时出现的空化现象,以某高压柱塞泵为例,建立了柱塞泵配流过程中,气液混合相的连续性控制方程和运动控制方程,推导了基于气液两相流的质量输运控制方程,并对柱塞泵进行了空化流动的数值模拟㊂仿真结果表明,不同的转速㊁压差和配流盘结构对柱塞腔内部㊁配流盘表面以及缸体与配流盘接触处的空化存在影响,且仿真结果与实验检测数据结果是吻合的㊂关键词:斜盘式轴向柱塞泵;空化;气液两相流;气相生成率;气相压缩率中图分类号:T H 137.51 D O I :10.3969/j.i s s n .1004‐132X.2015.24.013N u m e r i c a l S i m u l a t i o no fC a v i t a t i o nF l o w i nP i s t o nP u m p Ba s e do nF u l l C a v i t a t i o n M o d e l L i uC h u n j i e W uX i a o f e n g G a n W e i m i n H eY a f e n gC h a n g z h o u I n s t i t u t e o fT e c h n o l o g y ,C h a n g z h o u ,J i a n gs u ,213002A b s t r c t :A c c o r d i n g t o t h e c a v i t a t i o n p h e n o m e n o n i na t y p i c a l s w a s h p l a t e a x i a l p i s t o n p u m p,t h e c o n t i n u i t y e q u a t i o n ,m o t i o ne q u a t i o na n dv a p o r ‐l i q u i dm i x e dm a s s t r a n s p o r t e q u a t i o n s i nah i g h p r e s -s u r e p i s t o n p u m p w e r e b u i l t b y c o n s i d e r a t i o no f t h e i n f l u e n c e s o f t h em e d i u mc o m p r e s s i b i l i t y a n d t u r -b u l e n c em o d e l .A n d t h en u m e r i c a l s i m u l a t i o no f v a p o r ‐l i q u i d f l o wi n t h e p u m p wa s c a r r i e do u t .T h e s i m u l a t i o n r e s u l t s s h o wt h a t t h e c a v i t y i n p i s t o n p u m p i s a f f e c t e db y d i f f e r e n t s p e e d s ,p r e s s u r e d i f f e r -e n t i a l ,a n dv a l v e p l a t es t r u c t u r e .F i n a l l y ,c o m p a r e dw i t ht h ee x p e r i m e n t a l d a t a ,t h es i m u l a t i o nr e -s u l t s a r e a gr e e m e n tw i t h t h e a c t u a l d a t a .K e y w o r d s :s w a s h p l a t e a x i a l p i s t o n p u m p ;c a v i t a t i o n ;v a p o r ‐l i q u i d t w o ‐p h a s e f l o w ;v a p o r g e n e r -a t i o n r a t i o ;v a p o r c o m pr e s s i o n r a t i o 收稿日期:20150701基金项目:国家自然科学基金资助项目(51305049);江苏省教育厅自然科学基金资助项目(13K J D 460003);江苏省科技支撑项目(B E 2014051);常州市科技项目(C J 20140046)0 引言空化是由液体中的局部低压(低于相应温度下该液体的饱和蒸汽压力)导致的液体气化而引发的微气泡(气核)爆发性生长现象㊂柱塞泵内的空化流动常常引起柱塞泵的内部冲击和噪声,导致出口流量和压力脉动大㊁工作效率低等问题㊂国内外学者对空化流动的研究甚多,但对柱塞泵内空化流动的研究较少㊂文献[1‐5]对空化流动的数值计算进行了研究,并建立了气液两相流动的空化模型㊂文献[6‐7]提出的全空化理论模型被广泛应用于空化流动预测㊂翟江等[8]运用F l u e n t 软件对水压柱塞泵内的空化流动进行了模拟仿真,分析了空化流动对泵出口脉动的影响㊂刘晓红等[9]对液压轴向柱塞泵内的配流盘气蚀机理进行了数值解析㊂在以上研究的基础上,笔者利用全空化模型对典型的液力机械柱塞泵进行了数值模拟㊂1 柱塞泵内空化流动引起的配流盘表面气蚀本文的研究对象为I P V D 18型斜盘式轴向柱塞泵,如图1所示,泵的技术参数如表1所示㊂泵内部存在的空化流动会导致其配流盘表面存在明显的气蚀,如图2所示㊂图1 斜盘式轴向柱塞泵总成表1 I P V D 18型斜盘式轴向柱塞泵技术参数柱塞数转速(r /m i n )压力(M P a )额定最高额定最高最大倾角(°)920002400304025㊃1433㊃基于全空化模型的柱塞泵内空化流动数值模拟刘春节 吴小锋 干为民等Copyright ©博看网. All Rights Reserved.图2 斜盘式轴向柱塞泵结构2 基于全空化模型的控制方程2.1 连续性方程将柱塞泵内的液压油看作气相和液相均匀混合的两相流介质,则连续性方程为∂ρm∂t+∇(ρm u i)=0(1)式中,ρm为气液混合相的平均密度;u i为气液混合相的平均速度;i为流动维数;t为时间㊂2.2 运动方程忽略质量力和微小气泡的表面张力,考虑湍流对黏度的影响,基于湍流过滤模型[10‐11]建立湍流黏度方程:μm t=C uρm K2εm i n(1,C3ΔεK3/2)(2)式中,μm t为湍流引起的动力黏度项;C u㊁C3为经验系数;Δ为网格过滤因子;K为湍流动能;ε为湍流耗散率㊂从而得到气液两相流运动方程:∂(ρm u i)∂t+∇(ρm u i u j)=-∇p+∇[(μm+μm t)∇u i]+∇[(μm+μm t)∇u i]/3(3)式中,p为压力;μm为平均动力黏度;u i㊁u j为气液混合相二维流动方向上的运动平均速度㊂2.3 空化流质量输运方程本文以气液两相流为对象,假设流体可压缩,考虑流体的黏性和湍流,则气液两相空化流的质量输运方程[12‐13]为∂(ρm f v)∂t+∇(ρm u i f v)=∇(Γ∇f v)+R e-R c(4)式中,f v为气相质量分数;R e为气相产生率;R c为气相压缩率;Γ为有效传递系数㊂以上质量输运方程中,需要知道气相产生率R e与压缩率R c跟各项质量变化的关系㊂从气泡动力学出发,引入R a y l e i g h‐P l e s s e t气泡动力学方程,忽略方程中的气泡表面张力项和二阶导数项,以气核半径变化来描述气泡动力学行为:d R B d t=2|p v-p|3ρl s g n(p v-p)(5)1ρm=f vρv+1-f vρl(6)p v=p s a t+p t u r b(7)式中,R B为气泡半径;p v为气相临界压力,其值与气相饱和压力与湍流强度有关;ρl为液体平均密度;p s a t为气相饱和压力;p t u r b为湍流强度引起的压力㊂质量输运方程中,气相产生率和压缩率与相质量变化有关,亦跟相密度变化相关㊂结合液相㊁气相㊁混合相连续性方程:∂[(1-α)ρl]∂t+∇[(1-α)ρl u i]=R c-R e(8)∂(αρv)∂t+∇(αρv u i)=R e-R c(9)∂ρm∂t+∇(ρm u i)=0(10)将式(8)加上式(9)并结合式(10)可得:∂ρm∂t=∂(αρv)∂t+∂[(1-α)ρl]∂t(11)∇(ρm u i)=∇(αρv u i)+∇[(1-α)ρl u i](12)从而得到混合相密度变化与气相体积分数变化的关系:dρmd t=(ρv-ρl)dαd t(13)其中,α为气相体积分数㊂设单位体积内的气泡数目为n,则可以得到气相体积分数关于气泡半径表达式:α=4πn R3B/3(14)将式(14)代入式(13)得混合相密度变化与气泡动力学关系:dρmd t=(ρv-ρl)336πnα2d R Bd t(15)联立求解式(4)㊁式(8)㊁式(9)㊁式(13)和式(15),可得气相产生率和压缩率表达式:R c=3αρvρlR Bρm2(p v-p)3ρl(16)R e=3(1-α)ρvρlR Bρm2(p v-p)3ρl(17)由液体中气泡的形成机理可知,气泡半径取决于气泡内外压差和气泡表面张力之间的平衡,引入气泡表面张力系数㊂液相体积分数变化与介质的平均速度成正比,并用湍动能表示平均速度,则气相产生率和压缩率转化为R e=C e(1-f v)ρvρlσ2K(p v-p)3ρl(18)R c=C c f vρvρlσ2K(p v-p)3ρl(19)式中,C e㊁C c为经验常数,C e=0.02,C c=0.01;σ为气泡表面张力系数㊂3 柱塞泵工作模型3.1 柱塞泵流体模型选用I P V D型高压斜盘式轴向柱塞泵为对㊃2433㊃中国机械工程第26卷第24期2015年12月下半月Copyright©博看网. All Rights Reserved.象,模型见图3,柱塞绕主轴转动的同时还沿轴向做往复式直线运动,使得柱塞腔周期性地通过配流盘接触吸油腔和排油腔,完成泵油的过程㊂1.主轴 2.泵前端盖 3.斜盘 4.滑靴 5.柱塞 6.缸体7.配流盘 8.变量机构 9.泵后端盖图3 斜盘式轴向柱塞泵结构图利用泵类专业C F D 计算软件P UM P L I N X对柱塞泵进行模拟,选择P UM P L I N X 内部全空化流动数值模拟方程,根据I P V D 型柱塞泵内部结构参数,建立泵内部流体模型,如图4所示㊂柱塞泵三维模型中,缸体头部与配流盘连接处流体结构采用结构化四面体网格划分,其余部分采用非结构网格,对边界接触处进行了局部网格加密处理,如图5所示㊂图4柱塞泵流体模型图5 柱塞泵流体模型网格划分3.2 介质定义选择40号液压油作为传动介质,忽略其黏性,考虑介质的可压缩性,则液体的体积弹性模量为βe =1V ΔV Δp (20)式中,V 为流体原来的体积;ΔV 为体积压缩量;Δp 为压力增加量㊂考虑液压油的可压缩性,由压缩系数的定义可知液压油的密度ρl =ρl 0e x p (βe (p -p 0))(21)式中,p 0为参考大气压力,p 0=0.101325M P a ;ρl 0为液压油在参考大气压力下的密度,ρl 0=870k g /m 3㊂气相密度为ρv =p MR T(22)式中,M 为液压油的摩尔质量,M =0.0144k g/m o l ;R 为普适气体常数,R =8.314J /(m o l ㊃K );T 为环境温度,T =300K ㊂3.3 边界处理设置柱塞泵边界条件时,利用P UM P L I N X 软件自带的柱塞泵模板,定义斜盘旋转中心坐标为(0,0,0.75)mm ,定义斜盘旋转矢量,旋转速度为1200r /m i n ,进口压力为0.1M P a,出口压力为20M P a㊂4 数值模拟与结果分析以柱塞泵内流场中的气相体积分布情况来反映内部的空化程度,仿真计算的结果如图6所示,空化主要发生在配流盘表面㊁柱塞腔内部以及缸体表面的局部区域㊂图6 柱塞腔内气相体积分布如图7㊁图8所示,柱塞泵工作过程中,局部空化程度比较大㊂柱塞腔刚刚与进油腔接触时,配流盘表面局部气相体积分数达到了95%㊂同样,在柱塞腔刚与出油腔接触时,缸体与配流盘接触处的局部气相体积分数达到了90%㊂如图8所示,柱塞腔与配流盘进油腔接触过程中,柱塞腔内发生了空化㊂图9显示,当柱塞经过进油腔时,㊃3433㊃基于全空化模型的柱塞泵内空化流动数值模拟刘春节 吴小锋 干为民等Copyright ©博看网. All Rights Reserved.柱塞腔内气相的体积分数先由小变大,再由大变小,最大气相体积分数为23.6%㊂图7柱塞腔接进油腔处气相体积分布图8柱塞腔接出油腔处气相体积分布图9 柱塞腔二维截面上气相体积分布5 计算结果及分析产生柱塞泵内部空化现象的最直接原因是压力变化,而柱塞泵工作过程中内部压力分布变化取决于转速㊁进出口压力㊁内部结构参数等因素,因此借助P UM P L I N X 仿真平台,模拟了各种因素对柱塞泵内部空化现象[14‐15]的影响㊂5.1 压力和转速对空化流动的影响5.1.1 压力和转速对柱塞腔内空化的影响柱塞腔内的空化随着负载压力变化而变化,图10给出了柱塞腔经过配流盘上不同位置时,柱塞腔内气相体积分数的变化情况㊂柱塞腔脱离出油腔㊁刚与进油腔接通时,柱塞腔内的高压油突然与进油腔的低压油接触,腔内气相体积分数不断上升,柱塞腔内气相体积分数最大值出现在从接通进油腔后转过40°的位置,随着转角继续增大,柱塞腔内的气相体积分数又逐渐减小㊂当柱塞腔脱离进油腔㊁刚与出油腔接通(图10中的180°位置)时,进油腔内的高压油与柱塞腔内的低压油接触;柱塞腔转至200°左右位置时,柱塞腔内气相体积分数稍有升高㊂当负载压力分别为10M P a ㊁20M P a 和30M P a 时,柱塞腔内出现的最大气相体积分数分别为21.4%㊁24.7%和32%㊂因此在进油口压力恒定情况下,负载压力越高,柱塞腔内气相的体积分数越大,空化现象越严重㊂1.p o u t =10M P a2.p o u t =20M P a3.po u t =30M P a 图10 出油腔压力对柱塞腔内空化的影响柱塞腔内的空化还受泵转速的影响,当泵转速分别为1000r /m i n ㊁1500r /m i n 和2000r /m i n 时,柱塞腔内的气相体积变化如图11所示㊂转速1000r /m i n 对应的最大气相体积分数为26.5%,转速1500r /m i n ㊁2000r /m i n 对应的最大气相体积分数分别为24.2%和22.3%,由此可见,随着泵转速的升高,柱塞腔内空化有所缓解㊂1.n =1000r /m i n2.n =1500r /m i n3.n =2000r /m i n图11 泵转速对柱塞腔内空化的影响5.1.2 压力和转速对配流盘表面空化的影响配流盘表面发生的空化主要为局部空化,如图12所示,出现在配流盘表面4°~11°的范围内,配流盘该弧度范围所在区域为柱塞腔从低压进油腔换接负载高压油腔的过滤区域,配流盘表面局部气相体积分数达到90%㊂出油腔压力为10M P a ㊁20M P a 和30M P a 时,配流盘内局部位置气相体积分数分别为83%㊁92.7%和96%㊂如图㊃4433㊃中国机械工程第26卷第24期2015年12月下半月Copyright ©博看网. All Rights Reserved.13所示,当转速分别为1000r /m i n ㊁1500r /m i n和2000r /m i n 时,配流盘表面局部最大气相体积分数都在93%左右,局部空化较严重,说明柱塞腔内空化现象几乎不受泵转速的影响㊂1.p o u t =10M P a2.p o u t =20M P a3.po u t =30M P a 图12出油腔压力对配流盘内空化的影响1.n =1000r /m i n2.n =1500r /m i n3.n =2000r /m i n图13 泵转速对配流盘内空化的影响5.1.3 压力和转速对缸体底部空化的影响缸体底部与配流盘接触处也发生了局部空化,且空化较为严重㊂该柱塞泵有9个柱塞(对应缸体上的9个柱塞孔),以缸体与配流盘局部接触处为例,如图14所示,负载压力分别为10M P a㊁20M P a 和30M P a 时,局部最大气相体积分数分别为78%㊁86%和91%;如图15所示,当转速为1000r /m i n ㊁2000r /m i n 和3000r /m i n 时,缸体部位局部气相体积分数都在95%附近,有所降低,但不明显㊂1.p o u t =10M P a2.p o u t =20M P a3.po u t =30M P a 图14 出油腔压力对缸体内空化的影响5.2 结构参数对空化流动的影响压力变化是引起空化流动的主要原因,柱塞1.n =1000r /m i n2.n =2000r /m i n3.n =3000r /m i n图15 泵转速对缸体内空化的影响腔经过高压腔后突然接通低压腔时,一定会产生空化,工程上利用配流盘开槽的方法来缓解柱塞泵高低压换接引起的压力突变㊂本文对有开槽结构的配流盘柱塞泵内部空化流动进行了模拟,并将其与没有开槽结构的柱塞泵内部空化流动进行了比较,从而验证结构参数对柱塞泵内空化流动的影响㊂为了缓冲高低压接通时的压力突变,该柱塞泵配流盘表面开有三角槽结构㊂三角槽结构对柱塞腔内空化的影响如图16所示,当柱塞渡过三角槽部位完全与低压腔接触时,柱塞腔内空间变大,使得腔内压力与低压腔压力差大大降低,柱塞腔内最大的气相体积分数为11%㊂与无槽配流盘结构的柱塞泵最大气相体积分数31%相比,柱塞腔内气相体积分数明显减小㊂同样,配流盘内局部空化和缸体与配流盘接触处局部空化都得到了改善,如图17所示㊂三角槽结构使配流盘内的气相体积分数从无槽结构的98%降至65%,如图18所示㊂由于三角槽的存在,缸体与配流盘接触处的气相体积分数从95%降至55%㊂由此可知,配流盘上的阻尼槽结构不仅仅有利于降低出口压力㊁减小流量脉动,对于柱塞泵内部空化现象亦有相当大的改善作用㊂1.无槽配流盘 2.有槽配流盘图16 三角槽结构对柱塞腔内空化的影响5.3 柱塞泵空化前后实测数据验证为了验证斜盘式轴向柱塞泵内部空化现象的存在,以I P V D 18型柱塞泵为对象,对其内部发生㊃5433㊃基于全空化模型的柱塞泵内空化流动数值模拟刘春节 吴小锋 干为民等Copyright ©博看网. All Rights Reserved.1.无槽配流盘 2.有槽配流盘图17三角槽结构对配流盘内空化的影响1.无槽配流盘 2.有槽配流盘图18 三角槽对缸体与配流盘接触处空化的影响空化部位的固体壁面粗糙度进行了测量,从而验证基于全空化模型的柱塞泵空化流动仿真的正确性与可行性㊂利用三坐标测量仪对柱塞腔内部㊁配流盘表面㊁缸体底部的壁面偏差进行测量,结果分别如图19~图21所示㊂(a)柱塞腔实体内部示意图(b)柱塞腔内部空化前后壁面偏差对比图19 柱塞腔内部发生空化前后的壁面偏差对比由此可见,实体模型中发生空化的位置与仿真中空化出现的位置基本吻合㊂通过对柱塞腔内部㊁配流盘表面和缸体底部局部区域空化前后的(a)配流盘实体表面示意图(b)柱配流盘表面空化前后壁面偏差对比图20配流盘表面发生空化前后的壁面偏差对比(a)缸体实体表面示意图(b)缸体表面局部区域空化前后壁面偏差对比图21 缸体底部发生空化前后的壁面偏差对比粗糙度对比可知,实际模型中,柱塞腔内空化区域面积较大,导致空化区域表面粗糙度变大35%;配流盘表面空化和缸体局部区域空化面积较小,但局部空化现象较严重,导致空化区域表面粗糙度增加80%㊂对照仿真数据可知,仿真结果基本㊃6433㊃中国机械工程第26卷第24期2015年12月下半月Copyright ©博看网. All Rights Reserved.反映了柱塞泵实际模型内部空化现象㊂6 结论(1)将柱塞泵内空化流动看作气液两相流动,借助于气泡动力学方程推导了基于气液两相质量输运控制方程的全空化模型㊂(2)利用C F D软件P UM P L I N X,选择全空化数值模拟模型,对I P V D18型斜盘式轴向柱塞泵在不同工作压力(10M P a㊁20M P a㊁30M P a)㊁不同转速(1000r/m i n㊁1500r/m i n㊁2000r/m i n)以及有无三角槽结构的情况下进行了数值模拟,分析了压力㊁转速和结构对泵内部空化的影响㊂参考文献:[1] S c h n e r rG H,S a u e r J.P h y s i c a l a n dN u m e r i c a lM o d e l-i n g o fU n s t e a d y C a v i t a t i o nD y n a m i c s[C]//F o u r t hI n-t e r n a t i o n a l C o n f e r e n c e o nM u l t i p h a s e F l o w.N e wO r l e-a n s,U S A,2001:305‐316.[2] S i n g h a lA K,A t h a v a l e M M,L iH.M a t h e m a t i c a lB a s i sa n d V a l i d a t i o no ft h eF u l lC a v i t a t i o n M o d e l[J].J o u r n a lo fF l u i d sE n g i n e e r i n g,2002,124(3):617‐624.[3] Z w a r tPJ,G e r b e rA G,B e l a m r iT A.T w o‐p h a s eF l o w M o d e lf o r P r e d i c t i o n C a v i t a t i o n D y n a m i c s[C]//F i f t hI n t e r n a t i o n a lC o n f e r e n c eo n M u l t i p h a s eF l o w.Y o k o h a m a,J a p a n,2004:216‐223[4] K u b o t aA,K a t oH,Y a m a g u c h iH.A N e w M o d e l i n go fC a v i t a t i o nF l o w s:aN u m e r i c a l S t u d y o fU n s t e a d yC a v i t a t i o no n a H y d r o f o i lS e c t i o n[J].J.F l u i dM e c h.,1992,240(2):59‐96.[5] K u n zRF,B o g e rD A,S i n e b r i n g D R,e t a l.A P r e-c o nd i t i o ne dN a v i e r‐S t o k e s M e t h o df o rT w o‐p h a s eF l o w sw i t hA p p l i c a t i o n t oC a v i t a t i o nP r e d i c t i o n[J].C o m p u t e r s a n dF l u i d s,2000,29(8):849‐875.[6] S i n g h a lA K,A t h a v a l eM M,L iH u i y i n g,e t a l.M a t h e-m a t i c a lB a s i sa n d V a l i d a t i o n o ft h e F u l l C a v i t a t i o nM o d e l[J].J o u r n a l o fF l u i d sE n g i n e e r i n g,2002,124:1‐8.[7] Z h a n g R u i,C h e n H o n g x u n.N u m e r i c a lA n a l y s i so fC a v i t a t i o n w i t h i n S l a n t e d A x i a l‐f l o w P u m p[J].J o u r n a l o fH y d r o d y n a m i c s,2013,25(5):663‐672.[8] 翟江,赵勇刚,周华.水压轴向柱塞泵内部空化流动数值模拟[J].农业机械学报,2012,43(11):244‐260.Z h a i J i a n g,Z h a o Y o n g g a n g,Z h o u H u a.N u m e r i c a lS i m u l a t i o no fC a v i t a t i n g F l o wi n W a t e r H y d r a u l i cA x i a l P i s t o nP u m p[J].T r a n s a c t i o n s o f t h eC h i n e s eS o c i e t y f o r A g r i c u l t u r a l M a c h i n e r y,2012,43(11): 224‐260.[9] 刘晓红,于兰英,刘恒龙,等.液压轴向柱塞泵配流盘气蚀机理[J].机械工程学报,2008,44(11):203‐208.L i u X i a o h o n g,Y u L a n y i n g,L i u H u a n l o n g,e ta l.C a v i t a t i o nE r o s i o n M e c h a n i s mo fP o r tP l a t eo fH y-d r a u l i cA x i a l P l u n ge r P u m p[J].J o u r n a l o fM e c h a n-i c a l E n g i n e e r i n g,2008,44(11):203‐208.[10] J o h a n s e nS T,W uJ,S h y y W.F i l t e r‐b a s e d U n-s t e a d y R A N S C o m p u t a t i o n s[J].I n t e r n a t i o n a lJ o u r n a l o fH e a t a n dF l u i dF l o w,2004,25(1):10‐21.[11] C e b e c l T,R s h a o J,K a f y e k eF,e t a l.C o m p u t a t i o n a lF l u i dD y n a m i c sf o rE n g i n e e r s[M].L o n g B e a c h,C A,U S A:H o r i z o n sP u b l i s h i n g I n c.,2005:88‐89.[12] 刘厚林,刘东喜,王勇,等.泵空化流数值计算研究现状及展望[J].流体机械,2011,39(9):38‐44.L i u H o u l i n,L i u D o n g x i,W a n g Y o n g,e ta l.N u-m e r i c a lR e s e a r c hS t a t u sa n dP r o s p e c t so fC a v i t a t-i n g F l o wi naP u m p[J].F l u i d M a c h i n e r y,2011,39(9):38‐44.[13] 戚定满,鲁传敬,何友声.两空泡运动特性研究[J].力学季刊,2001,21(1):16‐20.Q iD i n g m a n,L u C h u a n j i n g,H e Y o u s h e n g.T h eS p e c i a l i t y o fT w oB u b b l e s I n t e r a c t i o n[J].C h i n e s eQ u a r t e r l y M e c h a n i c s,2000,21(1):16‐19. [14] 李军,刘立军,李国君,等.离心泵叶轮内空化流动的数值预测[J].工程热物理学报,2007,28(6):948‐950.L i J u n,L i uL i j u n,L i G u o J u n,e t a l.N u m e r i c a l P r e-d i c t i o no fC a v i t a t i o nF l o w s i naCe n t r if ug a lP u m pI m p e l l e r[J].J o u r n a l o fE n g i n e e r i n g T h e r m o p h y s-i c s,2007,28(6):948‐950.[15] 杨敏官,姬凯,李忠.轴流泵叶轮内空化流动的数值计算[J].农业机械学报,2010,41(1):11‐14.Y a n g M i n g u a n,J i K a i,L i Z h o n g.N u m e r i c a l C a l c u-l a t i o no fC a v i t a t i o nF l o wi n I m p e l l e r o fA x i a l‐f l o wP u m p[J].T r a n s a c t i o n so f t h eC h i n e s eS o c i e t y f o rA g r i c u l t u r a lM a c h i n e r y,2010,41(1):10‐14.(编辑 张 洋)作者简介:刘春节,男,1972年生㊂常州工学院机械与车辆工程学院副教授㊂主要研究方向为机电液一体化控制㊂发表论文10余篇㊂吴小锋,男,1982年生㊂常州工学院机械与车辆工程学院讲师㊂干为民,男,1960年生㊂常州工学院机械与车辆工程学院教授㊂何亚峰,男,1975年生㊂常州工学院机械与车辆工程学院副教授㊂㊃7433㊃基于全空化模型的柱塞泵内空化流动数值模拟 刘春节 吴小锋 干为民等Copyright©博看网. All Rights Reserved.。
双馈风力发电机圆管M型空空冷却器的数值模拟研究
Numerical Simulation of M-type Circular Tube Air-air Cooler with Circular Tubes for Doubly-fed Wind TurbineZhao Yang 1Zhi-ming Lu 2Xian-tai Li 1Wei Li 3(1.Depart of Research Center,Zhejiang ERG Technology Joint Stock Co.,Ltd.;2.Shanghai Institute of Applied Mathematics and Mechanics(School of Material Science and Engineering)Shanghai University；3.Yixing HuaYong Motor Co.,Ltd.)Abstract：The flow and heat transfer characteristics of a 5.25MW doubly-fed wind turbine with M-type circular tube air-air cooler has been studied by Computational Fluid Dynamics (CFD)simulation.A good agreement has been reached between experimental data and simulation result,which verifies the reliability of the numerical simulation.The calculation results show that energy economy of the heat exchange tubes located at the driving end of the wind turbine is the highest,and the overall heat transfer coefficient of the cooler is about 30W/m 2·K ,60%temperature efficiency.The pressure resistance of the internal and external air path can be calculated by the same calculation formula when the air volume of the internal passage is less than 5.0m 3/s.The internal air rate has a high level influence on the heat transfer performance of the cooler,only when the internal and external flow rate is perfectly matched within a certain range,the cooler is in a state of thermal power balance between hot and cold air flow,the wind turbine achieves its maximum energy performance rate.Keywords：Air-air Cooler；Wind Turbine；Numerical Simulation；Thermal Fluid Analysis摘要：本文采用数值模拟方法研究了5.25MW 双馈风力发电机M 型圆管空空冷却器的流动和传热特性，计算值与试验值较吻合，验证了数值模拟的可靠性。
管内对流换热强化的数值模拟_邓俊杰
分类号学号 M200870660 学校代码 10487 密级硕士学位论文管内对流换热强化的数值模拟学位申请人：邓俊杰学科专业：工程热物理指导教师：刘伟教授答辩日期： 2011年1月6日A Thesis Submitted in Partial of Fulfillment of the Requirements for theDegree of Master of EngineeringNumerical Study of Heat Transfer Enhancement in the tubesCandidate : Deng JunjieMajor: Engineering ThermophysicsSupervisor: Prof. Liu WeiHuazhong University of Science & TechnologyWuhan 430074, P.R.China独创性声明本人声明所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。
尽我所知，除文中已经标明引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的研究成果。
对本文的研究做出贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。
本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。
学位论文作者签名：日期：年月日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，即：学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。
本人授权华中科技大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。
保密□，在____________年解密后适用本授权书。
本论文属于不保密□。
（请在以上方框内打“√”）学位论文作者签名：指导教师签名：日期：年月日日期：年月日摘要节能减排已经成为我国乃至于全世界各国经济发展中的一个重要环节，而高效实用的强化传热技术是节能的重要手段，广泛应用于石油、化工、能源、冶金、材料等工程领域。
全玻璃真空太阳集热管空晒状态下流动换热特性的数值模拟分析
全玻璃真空太阳集热管空晒状态下流动换热特性的数值模拟分析刘佰红;高文峰;刘滔;林文贤;邢秀兰;胡小芳【摘要】利用FLUENT对处于空晒状态下具有不同半球发射比(ε=0.04,0.06,0.08和0.10)的全玻璃真空太阳集热管管内流体的流动状态、温度分布及换热性能进行了数值模拟分析.结果表明:①空晒状态下,真空管的内管壁面温差可以达到60 K,而外管壁面温差不到10 K;②位于内管半径3/4处,管内空气流动速度达到最大值;③内管壁面温度随半球发射比的增大而降低,而外管壁面温度随半球发射比的增大而升高;④管内空气循环流量的最大值出现在管口处,表明散热损失主要出现在此处.【期刊名称】《云南师范大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2017(037)001【总页数】6页(P6-11)【关键词】数值模拟;半球发射比;循环流量;空晒性能【作者】刘佰红;高文峰;刘滔;林文贤;邢秀兰;胡小芳【作者单位】云南师范大学太阳能研究所,教育部可再生能源材料先进技术与制备重点实验室,云南昆明650092;云南师范大学太阳能研究所,教育部可再生能源材料先进技术与制备重点实验室,云南昆明650092;云南师范大学太阳能研究所,教育部可再生能源材料先进技术与制备重点实验室,云南昆明650092;云南师范大学太阳能研究所,教育部可再生能源材料先进技术与制备重点实验室,云南昆明650092;云南师范大学太阳能研究所,教育部可再生能源材料先进技术与制备重点实验室,云南昆明650092;云南师范大学太阳能研究所,教育部可再生能源材料先进技术与制备重点实验室,云南昆明650092【正文语种】中文【中图分类】TK513全玻璃真空太阳集热管是太阳能热利用的核心部件之一，具有结构简单、性价比高、运行温度范围广等优点，在太阳能低、中、高热利用领域都有着广泛的应用[1-2].不同厂家生产的真空管，由于生产工艺控制参数的不同，会导致真空管的热性能参数存在较大差异.空晒性能参数是热性能参数中的一个重要参数[3]，从测试结果看，空晒性能参数大多在200 K·m2·kW-1到300 K·m2·kW-1之间.为了分析影响真空管空晒性能参数的主要因素以及了解空晒状态下真空管内部流动换热的状况，本文采用数值模拟方法对全玻璃真空太阳集热管进行研究，找出影响空晒性能的主要参数及其对空晒性能的影响，为优化真空管的生产工艺提供一定参考.目前对于真空管性能方面的研究主要采用理论与实验相结合的方法.殷志强等人[4]通过理论研究和实验相结合的方式，推导得出了全玻璃真空太阳集热管光-热性能的几个影响因素：热损系数、闷晒太阳曝辐量和空晒性能参数，并提出了更为合理真空管空晒热性能评价标准.Shahi等人[5]通过数值模拟的方法，分析了不同倾角、朝向等因素下真空管内部流动换热状态和温度分布情况.刘佰红等人[6]利用FLUENT对处于不同发射率、真空度下的真空管的空晒热性能进行了数值模拟，结果表明：发射率越小，夹层真空压强越低，真空管的热性能越好.本文将基于这一研究成果对真空管空晒状态下的管内流动及换热作进一步的讨论分析.Morrison等人[7]利用PIV(Particle Image Velocimetry)与数值模拟相结合的方法对真空管太阳能热水器管内流动状态进行了研究，发现水箱温度分层直接影响着水在真空管内部流动换热的性能.Gui等人[8]通过实验研究了温度及真空夹层压强对全玻璃真空集热管选择性吸收涂层等效发射比的影响.吴家庆[9]通过分析和比较全玻璃真空管的辐射热损和导热热损，发现真空度为10-3 Pa时，其辐射热损将比导热热损大2～3个数量级.Budihardjo等人[10]利用FLUENT模拟和实验相结合的方法对影响真空管太阳能热水器管内水循环流量的因素进行分析，得出主要的影响因素为太阳辐射强度、水箱温度、集热器倾角和管长与直径的比值.本文基于实际结构尺寸的全玻璃真空太阳集热管构建物理及数值模型，利用FLUENT模拟分析不同参数空晒状态下流体的温度场、速度场、循环流量及空晒性能，探讨真空管空晒状态下流动换热机理及影响因数.空晒状态下，随着真空管空晒温度的升高，真空管的流动换热迅速增大.不同辐射强度，不同环境温度的影响，导致真空管的空晒温度差异很大，殷志强等人[3]通过对真空管的空晒实验研究和理论分析，得出了分析真空管空晒性能参数Y的理论公式：式中：Ac为真空集热管的有效采光面积(m2)；Aa为内管的表面积(m2)；τ为真空集热管罩管玻璃透射比(AM1.5)；α为选择性吸收涂层的太阳吸收比(AM1.5)；G为太阳辐照度(W/m2)；ULT为真空集热管内温度为Tg、环温为Ta时的热损系数(W/(m2·K)).当温度为T时真空管的热损系数[5-6]：σεT(Tg2+Ta2)(Tg+Ta)式中：kg为真空管不锈钢卡子的传导损失和开口端玻璃的传导损失(kg≈0.003 2W/K[4])；K为真空管夹层气体的导热系数(W/(m·K))；εT为内管温度为T时吸收涂层表面的半球发射比.考虑到温度对半球发射比的影响[11]，在模拟过程中设定半球发射比随温度而改变，并采用殷志强等人[4]的理论研究结果，其关系式如下：式中：εT1为内管温度为T1时吸收涂层表面的半球发射比.通过式(1)、(2)和(3)可知，影响真空管空晒性能的主要因素有真空管的几何尺寸参数Ac和Aa以及其制备材料的物性参数太阳透射比τ、太阳吸收比α、半球发射比εT和真空夹层气体的导热系数K.其中真空管的几何尺寸参数Ac和Aa国家标准中已明确给出[3].对于罩管玻璃太阳透射比τ，目前市场上绝大部分厂家采用高硼硅作为真空管生产的原料，其太阳透射比基本相同，约为0.92.对于选择性吸收涂层的太阳吸收比α则是真空管闷晒性能参数的主要影响因素，对空晒性能参数影响并不明显[3，6].对于真空管夹层气体的导热系数K，由真空管夹层的真空度决定[12]，当压强小于0.05 Pa时，真空夹层间气体的导热损失可以忽略不计[8]，目前市场上真空管的真空度大都能满足压强小于0.05 Pa的要求.因此讨论以上各影响参数意义不大.本文将着重分析半球发射比εT对真空管空晒性能的影响.在真空管空晒状态下，为了便于分析管内流体流动的换热状态，本文采用了Budihardjo[13]提出的循环流量来进行讨论：式中：Q为真空管径向(即z方向上)横截面上的循环流量(kg/s)；为z方向上的速度矢量(m/s)；Az为该截面的面积(m2).选择Φ58×1 800 mm的普通全玻璃真空管作为分析对象.利用ICEM构建网格模型.利用FLUENT进行参数设置，根据实验测试结果，建立辐射模型边界条件(辐照强度G=988 W/m2，环境温度Ta=300 K，太阳透射比τ=0.92，太阳吸收比α=0.92，夹层真空度设定为10-2 Pa，辐射时间t=120 min)，真空管南北向放置，倾角45o，地点设置为昆明(E102o N25o)，模拟时间为11月21日13时.为了方便研究，模型假设参照刘佰红等人[6]的理论分析进行设定.为了提高计算准确性，需要进行网格独立性验证.选取了三种数量的网格采用相同的设置进行计算，真空管空晒温度计算结果见表1.对比三种结果差别不大，为了缩短计算周期，将采用网格数为124 777的网格模型进行计算.根据GB/T17049-2005[3]的测试要求和方法，选取了半球发射比分别为0.041、0.054、0.06、0.072、0.083而其他性能参数相近的5支真空管进行实验，记录测试期间的太阳辐照度、环境温度以及真空管内工质温度.同时利用FLUENT在相同条件下对半球发射比分别为0.04、0.05、0.06、0.07、0.08的真空管进行空晒数值模拟.图1为模拟与测试所得的真空管空晒性能参数随半球发射比的变化曲线.从图中可以看出，两种结果的曲线变化一致，半球发射比增大，真空管的空晒性能降低.试验测得的真空管空晒性能参数比模拟结果平均低10 K·m2·kW-1，这是由于模拟过程中材料的物性及边界条件的设置相对理想化，而试验受到环境各方面因素以及管口的保温、测试设备精度的差异等影响，使得试验结果偏低于模拟结果.总体看来，模拟结果与试验结果吻合较好，运用FLUENT模拟分析真空管的热性能是合理和准确的.5.1 半球发射比对真空管温度分布的影响图2所示为真空管轴向截面上的等温线图.4个真空管内部温度分布呈现一致，位于真空管中部(Z=0 m)温度沿Z轴方向上变化很小，水平方向上变化较为均匀.位于底部和管口附近的温度变化较大，且中部温度相对较高，这是由于真空管空晒状态下，管口散热损失大，而底部受密度差引起的热浮力作用，从而呈现出管底温度低中部温度高的现象.对比不同发射率真空管轴向温度分布情况，可以看出发射率低的真空管内整体温度相对较高.靠近右侧(太阳辐射面)内管壁面的温度较高.图3所示为z=0 m即管长1/2处，不同半球发射比下x轴向上的温度分布情况.由此图可以看出x=-23.5 mm处(接收太阳辐射壁面的背面)，温度最低.随着x值的增大温度逐渐升高.当x=23.5 mm时(太阳辐射面)温度达到最高.不同半球发射比下，x轴向上的温度变化趋势相同，半球发射比越低，x轴向上的整体温度越高.温度变化在x轴向上大致可分为3个均为线性关系的区间；位于-0.023 5 m<x<-0.013 2 m的区间，x轴向上的温度梯度为dT/dx≈1 500(K/m),位于-0.013 2 m< x < 0.013 2 m的区间，x轴向上的温度梯度为dT/dx≈600(K/m)，位于0.013 2 m < x < 0.023 5 m的区间，x轴向上的温度梯度为dT/dx≈2 300(K/m).图4和图5分别为z=0 m，即管长1/2处，不同半球发射比下内外、管壁面温度随角度φ(与正南朝向的夹角)的变化.可以看出内管壁面温度随半球发射比的增大而降低，而外管壁面温度随半球发射比的增大而升高.这是由于半球发射比增大，内管壁面辐射损失增加，辐射到外管壁面的能量增多，使得外管壁面温度升高.半球发射比对内管壁面温度影响较大.当半球发射比从0.04增大到0.10时，内管壁面最高温度从590 K下降到502 K，下降了近90 K，而外管壁面温度则变化很小，相差不到2K.在不同半球发射比下，内、外管壁面温度随角度φ变化都呈现中间高两边低的波形，壁面最高温度出现在φ=π/6(当地时间15∶00的太阳方位角，根据Beckman[14]方位角理论推导可得)位置处，对比图4、图5可以得出内管壁面温度分布不均匀性可以达到60 K，而外管壁面温度分布不均匀性不到10 K.图6所示为ε=0.06时，真空管轴向截面的速度迹线云图，其中右图为管口处局部放大示意图.速度云图显示，靠近内管两侧壁面处，工质流速较高，达到0.18 m/s，位于真空管轴心附近流速较低，小于0.02 m/s.图中带箭头的线表示质点的流动轨迹，可以看出位于真空管右半部分的工质向上流动，左半部分的工质向下流动，这是由于右侧为太阳辐射的一侧，靠近右侧壁面处工质被加热，密度降低而上浮，左侧为太阳辐射壁面的背面，壁面温度相对较低，工质被冷却，密度增大而下降.同时，在管口轴心位置出现2个涡流，这是由于靠近加热壁面上浮的气体，遇管口壁面改变流动方向，流向冷却壁面一侧，被冷却而下降，在两侧相反气流的带动下形成了涡流.5.2 半球发射比对真空管循环流量的影响图7所示为管长1/2处，不同半球发射比下，工质流速(速度取z轴的正方向为正)随x轴向位置的变化关系.位于-0.023 5 m<x<0 m处，工质流体沿真空管轴向向下流动；位于0 m<x<0.023 5 m处，工质流体沿真空管轴向向上流动.位于内管半径3/4处，速度出现了最小值和最大值分别为-0.184 m/s、0.205 m/s.由半球发射比引起的管内工质流体流速最大差别为0.029 m/s.图8所示为不同管长横截面工质的循环流量，从图中可以看出循环流量在管长0 m-0.5 m区间增长迅速，约为7×10-5 kg/s，在管长0.5 m-1.7 m区间循环流量增加缓慢，增量不到1.5×10-5 kg/s.在接近管口处达到最大值.当半球发射比为0.04时，循环流量接近9×10-5 kg/s，说明空晒状态下，管口处的热量损失最大.循环流量随着半球发射比的增加而减小，半球发射比从0.04增大到0.10，循环流量降低了1.15×10-5 kg/s.通过对影响全玻璃真空集热管空晒性能的一些参数进行理论分析，确定了其主要的影响因素为半球发射比.分别对半球发射比ε为0.04、0.06、0.08、0.10时管内流体的温度场、速度场、循环流量及空晒性能进行数值仿真，并且讨论了不同真空度对真空管空晒性能的影响，通过分析得出：空晒状态下，真空管内管壁面温度分布不均匀性可以达到60 K，而外管壁面温度分布不均匀性不到10 K；空晒状态下，由真空管半球发射比引起的内外管壁面温度变化相反，内管壁面温度随半球发射比的增大而降低，而外管壁面温度随半球发射比的增大而升高；位于内管半径3/4处，管内流体流动速度达到最大值；管口处的循环流量最大，热损失最大.【相关文献】[1] YIN Z.Development of solar thermal systems in China[J].Solar Energy Materials & Solar Cells,2005,86(3):427-442.[2] 孙守建.中高温直通式真空太阳集热管的研制与应用[J].太阳能,2009 (Z1):47-54.[3] GB/T 17049-2005,全玻璃真空太阳集热管[S].[4] 殷志强,唐轩.全玻璃真空太阳集热管光-热性能[J].太阳能学报,2001,22(1):1-5.[5] SHAHI M,MAHMOUDI A H,TALEBI F.Numerical simulation of steady natural convection heat transfer in a 3-dimensional single-ended tube subjected to ananofluid[J].International Communications in Heat and Mass Transfer,2010,37(10):1535-1545.[6] 刘佰红,高文峰,刘滔,等.全玻璃真空太阳集热管空晒性能的数值模拟分析[J].云南师范大学学报:自然科学版,2015,35(4):5-11.[7] MORRISON G L,BUDIHARDJO I,BEHNIA M.Measurement and simulation of flow rate ina water-in-glass evacuated tube solar water heater[J].Solar Energy,2005,78(2):257-267.[8] GUI Y,XUE Z,ZHOU X,YIN Z.Determination of emittance of selective absorbing surfaces[J].Solar Energy,1998,64(4-6):241-243.[9] 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