重力热管中传热与流动数值模拟分析及案例比较

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管内层流强化传热的数值模拟

ｓａｅｗｓｅａｅｅｎｎｅｔｄｗｓｉｖｓｇｔｄｂｕｒａｉｌｔｎ，ａｄｔｅｒｓｌｒｏａｅｔｈｐｃｄｔｉｔｄｔｐｓｂｉｇｉｓｒｅａｎｅｔａｅｙｎｍｅｃｌｓｉｉｍｕａｉｏｎｈｅｕｔｗｅｅｃｍｐｒｄｗｉｔｅｓｈ
Ａｂｓｒｃ：Ｔｈｅｔｔａｓｅｈｒｃｅｓｉｓａｏｒｓｓａｃｆ８ｔａｔｅｈａｒｎｆｒｃａａｔｒｔｃｎｄｆｗｅｉｔｎｅｏ５％ｇｙｅｎｉｏｅｇｎｉｌｌｃｒｎｃｎｖｒｉｇ—ｄｖｒｉｇｔｅｔｉｉｅｇｎｕｂｓｗｉｈ
ｓｏｈｔｂｎｔｏｔｔｅｔｓｅａｅｈｅｓｍｕｌｔｎｒｓｌｓｉｄｃｔｄｔａｈｅｈｅｔｔａｓｅａｕａｉｎｆｃｏｆｃｎｅ－ｍｏｔｕｅａｄｗｉｕｈｗｉｔｄｔｐ．Ｔｉａｉｅｕｔｎｉａｅｈｔｔａｒｎｆｒｖｌｔｏａｔｒｏｏｖｒｈｏｇｎｉｇ—ｄｉｅｇｎｕｅｗｉｈｉｓｒｉｇｔｓｅａｅｗａｒａｅｎｃｎｅｇｎｖｒｉｇｔｂｔｎｅｎｗｉｔｄｔｐｓｇｅｔｒｔｏｖｒｉｇ—ｄｖｒｉｇｔｂｅｉａｎｒｎｏｖｒｉｇ— ｔｈａｉｅｇｎｕｎｌｍｉａ，ａｄｃｎｅｇｎ
关键词：强化传热；缩放管；旋流片；有效传热温差
中图分类号：Ｋ２Ｔ１４
文献标识码：Ａ

热管换热器传热性能及温度场数值模拟

第55卷　第3期化工学报 V ol 155　№3 2004年3月 Journal of Chemical Indus try and Eng ineering (Ch ina ) March 2004研究简报热管换热器传热性能及温度场数值模拟孙世梅　张　红(南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京210009)关键词　热管换热器　传热性能　温度场　数值计算中图分类号　T Q 021 文献标识码　A文章编号　0438-1157(2004)03-0472-04NUMERICA L SIMULATION OF THERMA L PERFORM ANCE ANDTEMP ERATURE FIE LD IN HEAT PIPE HEAT EXCHANGERSUN Shimei and ZH ANG H ong(College o f Mechanical and Po wer Engineen ing ,Nanjing Univ ersity o f T echnology ,Nanjing 210009,Jiang su,Ch ina )Abstract Mathematic m odel for t hermal per formance of heat pipe heat exchanger based on the heat transfer m odel w as presented 1The i n finite vol ume m odel was used to calculate the overall thermal per formance and the temperature field of heat pipe heat exchanger 1The calculation results essentially coincided w ith the results of an engineering case and pr ovidedthe t heoretical base for engi neer i ng application.K eywords heat pipe heat exchanger ,thermal per formance ,tem perature field ,numerical calculation 3收到初稿,386收到修改稿联系人及第一作者孙世梅,女,38岁,副教授,博士研究生　引　言热管换热器是工业领域中应用广泛、经济有效的换热设备之一,对其传热性能的研究一直是热管界学者普遍关注的课题.采用传统换热器设计理论即对数平均温差法和有效度2传热单元法对热管换热器进行传热计算已有大量的文献报道[1～3],但采用数值分析的方法研究热管换热器传热性能还鲜见报道.在热管换热器中,冷、热流体间的热量传递是与热管管内工作介质蒸发和冷凝的相变过程相耦合的,因此导致热管换热器的总体性能一方面取决于热管元件本身的性能,另一方面又取决于管壳间流体流动和传热的特性,这两方面的综合影响决定了热管换热器的数值模拟研究具有相当大的难度.本文采用数值模拟计算方法重点研究热管换热器的传热性能及其温度场分布,为热管换热器内流场分布研究和工程应用提供参考.1　数值计算模型的建立111　热管换热器传热模型假设热管换热器沿流体流动方向分成N 段,每一段由一排性能相同的热管组成.图1为第j 排热管传热计算示意图. R 3S UN S ,f ,D 2@631　Fig 11　H ear trans fer model o f heat pipe heat exch anger112　模型假设(1)热管换热器处于正常工况条件下.200-04-07200-0-1.:.e c eive d dat e :200-04-07.Corre spo nding a uthor :himei associate pro essor Ph ca n didate.E -mai l :sunshir 1c om(2)热管换热器沿流动方向分成N段,每一段由一排性能相同的热管组成.(3)流体物性不随温度变化.(4)同一排热管蒸发段和冷凝段管壁温度各自均匀相等.113　控制方程在热管换热器中冷、热流体间的热量传递是靠热管内工作介质蒸发和冷凝的相变过程耦合在一起的,因此可将热管换热器看成由两台错流式换热器组成.故有:冷流体侧ρc c p,c u c A c 5T c5x=q c(1)热流体侧ρh c p,h u h A h5T h5x=q h(2)式中　q c和q h是热管换热器沿流体流动方向单位长度上传递的热量.由热平衡可知q h=q c=∑Nj=1∑Mk=1q j,kLj=1,3,5时M=n;j=2,4,6时M=n-1(3)式中　n为第j排热管根数;N为管排数;q j,k为第j排第k根热管元件传递的热量,由下列公式确定q j,k=(UA)h p(T w,h-T w,c)(4)式中　(UA)hp为单根热管元件的当量热导率,表示单根热管在单位温差内从蒸发段表面到冷凝段表面所传递的热量[4],是表征热管传热性能的主要参数,受管内蒸汽温度与工作介质的物性影响很大.热管管内蒸汽温度及热管工作性能决定了管外流体的温度场,而管外流体温度场的分布又影响管内蒸汽温度,为保证热管换热器正常运行,管内蒸汽温度不允许超过其许用值.因此必须考虑管外对流换热的影响,根据单根热管传热模型[5]推导出下列守恒方程q j,k=K A(T h-T c)=T h-T cR(5)式中　T h与T c分别为热流体温度和冷流体温度, K为单根热管总传热系数,R为单根热管总热阻.故控制方程(1)和(2)可改写成下列形式:冷流体侧ρ,5T5x=∑Nj=∑M=T TR j,L(6)热流体侧ρhc p,h u h A h5T h5x=∑Nj=1∑Mk=1T h-T cR j,kL(7) 114　数值计算方法首先采用有效容积方法对上述控制方程进行离散[5],为保证离散方程守恒采用交错网格,如图2所示,实心圆代表热管元件位置,空心圆代表流体位置,且流经热管元件处流体的温度采用相邻节点处流体温度的平均值.因此有:冷流体侧ρc c p,c u c A cT c,i-T c,i-1Δx=-M jT h,j-T c,jR jΔx(j=1,3,5时M=n;j=2,4,6时M=n-1)(8) T h,j=T h,i+T h,i-12,T c,j=T c,i+T c,i-12热流体侧ρh c p,h u h A hT h,i-T h,i-1Δx=-M jT h,j-T c,jR jΔx(j=1,3,5时M=n;j=2,4,6时M=n-1)(9)Fig12　Sch ematic diagram of grid system为了求解温度场,采用松弛因子迭代法,并在FORTR AN90上编制了计算程序.通过上述离散方程推导出热管换热器逆流换热的迭代公式T h,i=11+B h,jT h,i-1+B h,j1+B h,jT c,i-B h,j1+B h,j(Th,i-1-T c,i-1)(10) T c,i=11-B c,jT c,i-1+B c,j1-B c,jT c,i-1-B c,j1-B c,j(Th,i-1+T h,i-1)(11)其中B h,j=M j/2ρh u h c p,h A h R j,B c,j=M j/2ρc u c c p,c A c R j(j=1,3,5时M=n;j=2,4,6时M=n-1)这里的M j代表热管换热器第j排的M根热管.115　初始值计算(1)热阻Rj的确定　在上述方程推导中R j代表热流体到冷流体流经第j排M根热管的总热阻,可以表达为Rj=αj+(U)+αj()α和α分别是热流体侧和冷流体侧翅片热管管壁374　第55卷第3期孙世梅等:热管换热器传热性能及温度场数值模拟c c p c u c A c c1k1h-ck1hA h1A hp1cA c12h c外侧有效对流换热的传热系数,由以下公式确定αh =αh h (A h r +ηh A hf )A h,αc =αc c (A c r +ηc A cf )A c式中　A h 和A c 分别是热流体侧和冷流体侧的翅片热管管外总表面积;A h r 与A hf 分别为热流体侧热管翅片间光管换热面积和翅片表面积;A c r 与A cf 分别为冷流体侧热管翅片间光管换热面积和翅片换热面积;αh h 和αch 分别为热流体侧和冷流体侧流体横掠翅片热管管束的传热系数,由以下公式确定[6]α=λd 001137Re016338Pr 13(13)Re =ρudμ　6000<Re <14000(14)(UA )h p 是单根热管的当量热导率,它的影响因素非常复杂.(UA )h p 不仅与管内蒸汽温度以及工作介质的物性有关,而且与热管蒸发段同冷凝段长度比、蒸发段和冷凝段管壁温度亦有很大的关系,这导致(UA )h p 很难确定.文献[6]通过大量的实验表明,在一定测量和允许误差范围内,在各种正常工况下,单根热管的(UA )hp 是一常数.如长610mm 、外径3317mm 、工质量0177kg 的有芯碳钢2水热管,(U A )hp =3136W K -1.文献[6]作者认为(U A )hp 中,U 是热管内部蒸发与冷凝传热系数,对碳钢2水热管,U =5810W K -1.(2)边界条件的确定　给定热管换热器热流体侧进出口温度以及冷流体侧进口温度.(3)约束条件　对于水2碳钢热管,管内最大允许蒸汽温度T v ,max ≤250℃,最小蒸汽温度T v ,m in ≥60℃.热流体出口处热管管壁最小温度T w ,h ,min应高于燃气露点腐蚀温度.2　模拟与实验对比研究为验证上述分析的正确性,建立热管换热器实验台[7],热管换热器在逆流条件下操作.主要结构参数列于表1,主要性能参数列于表2.为测量冷流体侧温度分布,从冷流体进口处管排开始每隔一排热管设置一对热电偶,测量相应位置处的冷流体温度.热侧主要采用取样测试的方法,在热侧的第5排、第13排、第23排、第31排的管子轴线平面位置处和第17排与第18排的中间位置处各布置一个铠装热电偶,测量相应位置处的热流体温度.(1)热管换热器传热性能对比分析　图3与图4分别表明了热流体侧与冷流体侧流体温度场的数值模拟计算值、实验测量值、ε2NTU 法计算值对比分析.可以看出,冷、热流体进口温度相同的情况下,温度场的数值模拟计算结果与实验测量结果吻合较好,而ε2NTU 法计算值与实验测量结果偏差较大,这较好地说明本文提出的热管换热器传热性能的数值计算方法是可行的.(2)热管管壁温度分布对比分析　图5表明了冷流体侧管壁温度的数值模拟计算值、实验测量值、ε2NT U 法计算值对比分析.可以看出,模拟计算结果与实验测量结果吻合较好,而ε2NT U 法计算值与实验测量结果偏差较大,从而证明了数值计算方法的可靠性.以上分析还可表明,数值计算方法可以较直观且方便地预测热管换热器在一定工况下冷、热流体以及蒸发段与冷凝段热管管壁的温度分布情况,为热管换热器故障诊断和事故分析提供了强有力的理论依据.T a ble 1　Str uctur al para meter s of heat exchangerOutside diameterof heat pipe/m mEvaporat or length of heat pipes/m mC ondenser lengt h of heat pipes/m mF in height /m mEvaporator fin t hickness /m mC ondens er fin thi ckness/m m38390270122112E vaporator fin pitch/m mC ondens er fin pitch/m mPi pe pitch(longit udinal )/m mP ipe pitch (t ransvers e)/mmP ipe arrangement Number of rows 431866574/3(staggered )32T a ble 2　Design par a meter sH ot flui d sideInlet t em perat ure/℃Outlet tem perature/℃V olum e flow rate (s tandard )/m 3h-1C ol d fluid sideInlet tem perature/℃Outlet tem perature/℃Vol um e flow rate (s tandard )/m 3h -15886585474化工学报 2004年3月　242442717Fig13　T emperature distribu tion o f hot fluid flo w Fig14　T em perature distribution o f cold fluid fl ow Fig15　Wall temperature d istributiono f condenser section3　结　论采用数值计算方法研究热管换热器的传热性能及其温度场分布,通过与实验研究结果、ε2NT U法的计算结果分析比较,验证了所提出的数值计算方法的可靠性与可行性,表明本文所建立的换热器数值模拟计算模型能够较好地预测热管换热器在一定工况下冷、热流体沿换热器长度方向的温度分布,为今后热管换热器的理论研究和工程应用提供参考.符　号　说　明A———面积,m2———比热容,K———管直径,K———总传热系数,W KL———换热器长度,mM,N———热管总根数M j———第j排热管总根数n———每一排热管总根数Pr———Prandtl数q———热量,Wq j,k———第j排第k根热管传热量,WR———热管换热器总热阻,m2K W-1Re———Reyn olds数R j———第j排热管换热器热阻,m2K W-1T———温度,K(UA)h p———单根热管当量热导率,W K-1u———速度,m s-1x———坐标,mα———对流换热传热系数,W m-2K-1η———翅片效率λ———热导率,W m-2K-1μ———黏度,kg m-1s-1ρ———密度,kg m-3下角标c———冷流体h———热流体i———流体流动位置j———热管纵向排列位置k———热管横向排列位置w———管壁Reference s1　Am ode J O,F el dm an K T1P relim inary Analys is of Heat P ipe H eat Exchangers for H eat R ecovery.AS ME Paper N o1752W A/HT236.ASME:19762　Lee Y,B edross ian A1T he C haract eristics of Heat E xchangers Using H eat P ipes or Therm os yphons1Int1J1Heat Transfer,1978,21(4): 221—2293　Li T i nghan(李亭寒),Hua Chengsheng(华诚生).Heat P ipe Des ign and A pplication(热管设计与应用).Beijing:Chem ical Indus try P ress,19874　Huang B J,Tsuei J T1A Method of Analys is for H eat Pipe H eat Exchangers.Int1J1H eat T ransfer,1985,28(3):553—5625　Patankar S V1Num eri cal Heat Trans fer and F l uid Fl ow1New Y ork: McG raw2Hill,19906　Zhuang J un(庄骏),Zhang H ong(张红).Heat P ipe Technol ogy and Engi neering Applicati on(热管技术及其工程应用).Beijing: Chem ical Industry P ress,20007　S un Shi m ei(孙世梅),Zhang H ong(张红),C hen Dan(陈丹), Z huang Jun(庄骏).S tudy on Sim ulati on Design of High2tem perat ureH eat Pi pe H eat Exchanger.P etroleum Chemical E quipm ent(石油化工设备),2003,32(3):23—25574　第55卷第3期孙世梅等:热管换热器传热性能及温度场数值模拟c p k J kg-1-1d mm-2-1。

重力热管基于VOF_模型的传热特性研究

ｔｍｉｘ－ｔｓａｔ
ｈｆｇ .
ｔｓａｔ
(９)
(１０)
其中:ｔｍｉｘ为混和温度ꎬ℃ ꎻｔｓａｔ为饱和温度ꎬ℃ ꎻＳｍ
连续性方程
∂ρ
＋ ▽( ρｕ) ＝０.
∂ｔ
(７)
相变发生的位置为冷凝段且温度为ｔｍｉｘ <
Ｓｍ＝ βρ ｖ φ ｖ
２３控制方程
(６)
能量转移源项为
液膜的变化情况ꎬ明显反映出随着蒸汽量及蒸汽
产生速度的增加ꎬ液膜逐渐增厚ꎬ削弱了冷凝段
的换热.
图３蒸发段不同时刻液相和气相分布
Ｆｉｇ. ３Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｌｉｑｕｉｄａｎｄｖａｐｏｒｐｈａｓｅｓａｔ
ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｉｍｅｓｉｎｔｈｅｅｖａｐｏｒａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎ
好地呈现出来. 当加热功率为６０Ｗ时ꎬ换热系数达到最大值ꎻ当加热功率继续增加到８０Ｗ时ꎬ换
热系数逐渐下降. 当充液率在０２０ ~ ０２４范围时ꎬ随着充液率的增加ꎬ等效对流换热系数也增加ꎻ
当充液率在０２４ ~ ０３２时ꎬ等效对流换热系数逐渐降低ꎻ充液率为０２４时ꎬ等效对流换热系数最
壁面的液体受热导致密度变小ꎬ与液池中心温度
泡数量增多ꎬ气泡在向液池表面运动的过程中体
２６边界条件
ｈｅ＝
热性能.
间的扰动增加. 此时ꎬ液池为核态沸腾ꎬ换热系数
最高. 液膜处的壁面过热度加大ꎬ壁面上有大量
气泡生成ꎬ彼此干扰ꎬ液膜向下流动时将汽化核
心扫离. 通过液膜导热ꎬ气泡体积增大ꎬ上升至液
膜表面破裂ꎬ形成很薄的液膜层. 随着气泡的溢
图３为蒸发段不同时刻液相和气相分布ꎬ可

井筒重力热管流动与传热特性的研究

摘
要
井筒重力热管是利用热管将油藏自身能量，即井底热量传递到井筒上部，在无需外加动力条件下实现对井筒近井口
流体加热，改善井口流体温度分布，防止近井口结蜡和絮凝，从而降低采油成本。为了研究井筒重力热管的传热性能和工作过程，而改进和优化重力热管的传热性能，立了重力热管内部流动和传热的数学模型。利用该模型对重力热管的传热特进建性进行了数值模拟，得到了热管正常工作时，液膜厚度、蒸汽流速和液膜流速及热管换热系数随热管高度的变化规律。关键词井筒重力热管传热特性热管高度数值模拟
的凝结换热处理，只考虑竖直方向传热，其它方向
不考虑。
尽管重力热管已获得了日益广泛的应用，由但于其内部复杂的流动传热情况，迄今为止，人们对
这种传热装置的认识还不够完善。特别是对重力热管内部流动还鲜有研究，力热管内为汽液两相重
流动，流动中的工质会经历复杂的汽液两相转换过
模型做如下假设：１（）凝结液膜和蒸汽的热物性为常量；２（）蒸汽和液体是稳态的一维牛顿流动，忽略蒸汽的压缩性；３（）蒸汽温度和液池温度均为饱和温度，界面无温差；４汽液（）液膜内温度线性分布，液膜内的换热方式仅考虑导热，略对流。同忽
量等于冷凝段放出的热量，能量平衡方程如式（）２。

重力式热管蒸发段管外流体流动方式对换热效果的影响分析

重力式热管蒸发段管外流体流动方式对换热效果的影响分析摘要：热管是高效传热元件，将重力式热管应用于污水源热泵系统中，作为水-水换热器，热管管外流体的流动方式对热管换热效果有着明显的影响，且管外流体与管内液滴流动逆流时换热效果要优于顺流。

关键词：重力式热管；流动方式引言城市污水是一种尚未开发的优良低温余热可再生能源之一。

作为污水热利用关键技术之一的污水源热泵系统，其能量输入与输出之比最低1:4，即输入1KW·h的电能，能够得到至少4KW·h的热量，节能30%～75%[1-6]。

城市污水中含有较多的杂质和污垢容易堵塞和腐蚀机组,随着污水源热泵机组运行时间的增加，换热效率越来越低[7-8]。

热管作为高效传热元件之一具有明显的传热优势[9-10]，热管不仅在余热回收、节能方面得到了广泛的应用，同时在航天技术和散热元件等高科技领域也取得了显著的效果[11]。

重力式热管是一种在小温差下传递较大能量的高效传热元件，在实际工程中重力式热管的有效热传导率大约为铜的200-500倍[12]。

将热管应用到污水源热泵系统中，作为冷热源侧换热器的高效换热元件，将是污水源规模化应用的重要里程碑[13]。

而对于应用过程中，如何提高其换热效率成为首要任务，本文通过实验和理论分析，针对热管在污水源热泵系统中夏季运行工况，探索热管冷凝段管外流体的流动方式对换热效果的影响。

1理论提出重力式热管在结构上由三部分组成，冷凝段、绝热段和蒸发段。

重力式热管和普通热管不同的是内部没有吸液芯，工质循环工作的主要动力是工质本身的重力作用。

重力式热管内部没有吸液芯所以工作时具有方向性，蒸发段必须放置于冷凝段下方，工质在蒸发段通过吸收热量由液态变为气态，气态上升至冷凝段遇冷放热冷凝为液态，液态工质通过自身重力作用沿管内壁又流至蒸发段，蒸发段吸热由液态转变为气态，冷凝段冷凝放热由气态转变为液态，如此反复循环工作，实现热量的传递。

其工作原理如图1-1所示。

重力热管的两相流及传热极限分析-PPT资料

D. Liquid returns by gravity to the lower part of cylinder (evaporating section).
图1 重力热管示意图
带毛细吸液芯的一般热管
带毛细吸液芯的一般热管
图2 内有毛细吸液芯的一般热管结构及原理示意图
反重力热管
图3 反重力热管结构及原理示意图
（18）
Kp
p

g(f g)
3.重力热管的携带传热极限及与沸腾烧毁极
限的比较分析
现采用以上的公式（16）、（17）、和（18）分别计算一定结构的热管在一定工作条件下的携带传热极限。取热管内径di=20mm,工作温度为100、150、200℃。计算结果见表1。
表1 不同关联式计算的热管携带极限
1.热管结构及其内部的两相流动和传热过程
热管是一段内部为真空、两端封闭的密闭管道，抽真空后内部装有传热工质即工作液，有的在内壁贴有吸液芯。热管工作时，其吸热段（蒸发段）受热，工作液吸收管壁传来的热量而蒸发，蒸发产生的蒸汽流向压力较低的散热段（冷凝段），在散热段，在管外介质的冷却下，蒸汽凝结为液体，放出潜热，凝结液在重力或吸液芯的毛细作用下返回蒸发段，如此反复循环实现热量的传递和转移。如图1、2、3 所示。
重力热管的两相流动及携带传热极限分析
蒋爱华中南大学能源科学与工程学院
A. Heat is absorbed in the evaporating section.
B. Fluid boils to vapor phase.
C. Heat is released from the upper part of cylinder to the environment; vapor condenses to liquid phase.

重力热管中流动与传热的CFD模拟

重力热管中流动与传热的CFD模拟a CFD研究中心，化学工程系，拉齐大学，克尔曼沙阿，伊朗b 机械工程学院，工程和石油学院，科威特大学有效上传时间2009年10月22日摘要：在本研究中以重力热管中的流动并同时伴随蒸发和冷凝现象为模型。

用VOF（体积模型）来模拟气/液两相的相互作用阶段。

在热管中以不同的操作条件进行实验。

重力热管温度的CFD预测曲线与实验测量值有很好的一致性。

可得出结论CDF是一种有用的模拟和解释热管中复杂流动和传热的工具。

关键词：重力热管，热管，计算流体力学，凝聚，蒸发文章大纲术语1.引言2.原理3.实验3.1．实验方面3.2．实验结果4．CDF模拟5．结果与讨论6．结论致谢参考文献1. 引言：热管是具有极高导热效率的两相热传输设备。

使用热管的优势是其所需的面积和温差很小。

此外，设计简单，传热率高，单向传热（热二极管），成本低，重量轻，维修成本低，也使这一设备的要求更高。

在热管中，热量被蒸发段吸收并输送到冷凝段，在冷凝段处蒸汽冷凝将热量传输给冷却介质。

热管被称为高效传热设备，并有超过半世纪[1] [2]和[3]的重大发展。

热管由一个绝热管、吸液芯和工作流体组成。

一组热管内流体因重力发生循环则称为两相闭式热虹吸管[3]。

在这一类热管中，没有用于转移工作流体的吸液芯，而是由于重力差引起管内的流体流动。

所有热管都具有三个部分，包括：蒸发段，绝热部分和冷凝段。

在重力热管中，冷凝段总是放置在蒸发段之上，但在热管中吸液芯可以置于蒸发段的下方。

在重力热管中，热量通过蒸发段的液池输入，将工作流体变成蒸气。

蒸气上升，并通过绝热段到达冷凝段。

在冷凝段中水汽凝结，并放出其潜热。

然后，冷凝液因重力返回到蒸发段。

由于其具有较高的效率，可靠性和成本效益，重力热管已被应用于许多不同的方面。

其中包括保护冻土，除冰的道路，涡轮叶片冷却，热交换器[4]，湿度控制[5]，食品工业[6]，太阳能系统[7]和电抗器[8]等。

太阳能重力热管传热性能的分析

度，降低了成本； ② 冷凝液从冷凝段返回到蒸发
段不是靠吸液芯所产生的毛细力，而是靠冷凝液
（１）热管各段等温工作；（２）因为蒸汽和液体
沿热管的压降一般比较小，在此模型中我们忽略
自身的重力，这大大加强了冷凝液体返回蒸发段的抽吸力，从而提高了传热能力，在电子冷却、化学工程Ｊ、空调系统和轻水反应堆中应用
（１．ＳｃｈｏｏｌｏｆＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｎｄＥｎｅｒｇｙＥｎｇｉｎｅＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ，Ｈｅｆｅｉ２３０６０１，Ｃｈｉｎａ；２．Ｔｈｅ１６ｔｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓＴｅｃｈｎｏｌｏｙｇＧｒｏｕｐ，Ｈｅｆｅｉ２３００４３，Ｃｈｉｎａ）
ｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｓｏｌａｒｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅｌｙｌａｒｇｅｗａｓｉｎｌｆｕｅｎｃｅｄｂｙｓｏｌａｒｉｒｒａｄｉａｎｃｅ．Ｔｈｅｉｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｏｆｔｈｅｈｅａｔｐｉｐｅｗａｓｏｎｌｙｈｉｇｈｅｒｉｎｔｈｅｂｅｇｉｎｎｉｎｇｏｆｔｈｅｈｅａｔｐｉｐｅｒｕｎｔｉｍｅ，ａｎｄｔｈｅｎｃｏｎｔｉｎｕｅｄｔｏｒｅｄｕｃｅ．Ｓｏｈｏｗｔｏｅｎｓｕｒｅａｓｔａｂｌｅａｎｄｈｉｇｈｉｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓｅｆｉｆｃｉｅｎｃｙｉｓｔｈｅｋｅｙｉｓｓｕｅｓｔｏｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｈｅａｔｐｉｐｅ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅ，Ｓｏｌａｒｅｎｅｒｙ，Ｈｅｇａｔｔｒａｎｓｆｅｒｐｅｆｒｏｒｍａｎｃｅ

重力热管中传热与流动数值模拟分析及案例比较

重力热管中传热与流动数值模拟分析及案例比较摘要：针对fluent模拟中有三种模型这个事实，本文通过对国内外的热管数值模拟实例的分析比较，总结出fluent中使用的三种模型的差异和适用性，证明了数学模型及求解过程的正确性，为优化重力热管设计参数和提高重力热管的换热性能提供了理论依据。

关键词:重力热管， fluent，数学模型abstract: aiming at the fluent simulation of the fact that there are three kinds of model, in this paper numerical simulation of heat pipe at home and abroad of example analysis and comparison, sums up the use of three kinds of fluent model, and the difference of the applicability, and prove the mathematical model and the correctness of the solving process, to optimize the gravity heat pipe design parameters and improve the gravity of the heat pipe heat exchange performance provides theory basis.keywords: gravity heat pipe, fluent, the mathematical model中图分类号：te08文献标识码：a 文章编号：1．引言随着社会的发展，能源问题己经日趋严重，节能的呼声也日益高涨。

热管作为一种高效传热元件己经在各种热能综合利用场合得到了应用，并体现了巨大的优越性。

井筒重力热管流动与传热特性的研究

井筒重力热管流动与传热特性的研究王淑彦;杨庆明;李鑫;郭爽;李晓琦【摘要】井筒重力热管是利用热管将油藏自身能量,即井底热量传递到井筒上部,在无需外加动力条件下实现对井筒近井口流体加热,改善井口流体温度分布,防止近井口结蜡和絮凝,从而降低采油成本.为了研究井筒重力热管的传热性能和工作过程,进而改进和优化重力热管的传热性能,建立了重力热管内部流动和传热的数学模型.利用该模型对重力热管的传热特性进行了数值模拟,得到了热管正常工作时,液膜厚度、蒸汽流速和液膜流速及热管换热系数随热管高度的变化规律.%A technology for using petroleum deposit' s energy, that is transferring heat from bottom to top in wellbore by using gravity heat pipe is proposed. It can increase the temperature of the fluid at the upper part of the wellbore without extra energy, therefore paraffin deposition and flocculation are improved, at the same time, it will reduce the cost of production. In order to make better research of the heat transfer characteristics and working condition of the gravitational heat pipe in wellbore and improve the heat transfer characteristic of the heat pipe. A mathematical model is established for the internal flow and heat exchange in the heat pipe. A numerical simulation was done to the heat transfer performance of the heat pipe operating steadily using the above model. The thickness of the liquid film, flowing speed of the vapor and the liquid film, the condensing heat exchange coefficient and the evaporating heat exchange coefficient along the heat pipe are analyzed.【期刊名称】《科学技术与工程》【年(卷),期】2011(011)034【总页数】5页(P8469-8473)【关键词】井筒重力热管;传热特性;热管高度;数值模拟【作者】王淑彦;杨庆明;李鑫;郭爽;李晓琦【作者单位】东北石油大学石油工程学院,大庆163000;大庆油田公司信息中心,大庆163000;东北石油大学石油工程学院,大庆163000;东北石油大学石油工程学院,大庆163000;东北石油大学石油工程学院,大庆163000【正文语种】中文【中图分类】TE832.33在油田的稠油井、高凝油井及高含蜡油井中，将加热等设备放置于抽油杆内，以改善井筒原油的流动性，是目前采取的主要措施。

微重力下MARANGONI效应在热管应用中的基础研究

北京交通大学硕士学位论文微重力下Marangoni效应在热管应用中的基础研究姓名：***申请学位级别：硕士专业：工程热物理指导教师：***20071201ｊ￡夏銮迪厶堂亟±堂位监塞缝迨其工质回流依靠冷凝液自身重力的作用，因此又叫重力热管。

结构如图１．４所示。

这种热管制造方便、成本低廉，而且传热性能优良、工作可靠，因此在地面上的各类传热设备中都可作为高效传热元件，其应用范围与日俱增，已在各行各业的热能综合利用和余热回收技术中发挥了巨大的优越性。

图ｌ＿４重力热管不意图Ｆｉｇ１－４Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｏｆｇｒａｖｉｔｙａｓｓｉｓｔｅｄｈｅａｔｐｉｐｅｓ重力热管的结构特点决定了它的蒸发端只能在冷凝端的下方，工作具有方向性。

由于接触角和表面张力的作用，毛细结构内的液体可以在不受任何其他外力驱动的情况下完成流动，并且适用于各种方位以及微重力环境下，因此可以用于各种场合，其中热管内冷凝工质依靠吸液芯的毛细作用流回蒸发端就是最典型的例子。

因此对于在水平方向或微重力下的传热要求，热管结构如图１—５所示。

当热管一端受热时，吸液芯中的液体蒸发汽化，蒸汽在微小压差下流向另一端被冷却图１－５有吸液芯的传统热管ＦｉｇＩ－５Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｏｆｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌｈｅａｔｐｉｐｅｓｗｉｔｈｃａｐｉｌｌａｒｙｗｉｃｋ并放出潜热凝结成液体，冷凝液体依靠吸液芯内多孔材料的毛细力作用流回蒸发端。

由此可知，热管内部工作液体循环的推动力是吸液芯所能提供的毛细压头。

４ｊＥ丞銮垣厶堂亟±堂焦途塞缓逭图１－９Ｍａｒａｎｇｏｎｉ－Ｂｅｎａｒｄ对流涡胞结构Ｆｉｇ１－９ＳｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆＭａｒａｎｇｏｎｉ—Ｂｅｎａｒｄｃｏｎｖｅｃｔｉｏｎｃｅｌｌｕｌａｒｖｏｒｌｅｘ总的来说，地面研究Ｍａｒａｎｇｏｎｉ对流己取得初步成果。

但小尺寸、薄液层使得确定流场结构和各种测量工作困难重重，因此人们寄希望于空间实验。

为了完全消除重力的影响，研究人员在航天器上先后进行了多次实验。

重力热管内部相变传热过程的数值模拟

第34卷第4期2019年12月矿业工程研究Mineral Engineering ResearchVol.34No.4D co.2019doi：10D3582/jDnkiD674-5876.2019.04.010重力热管内部相变传热过程的数值模拟卿倩,张登春*，陈大伟，李孔清(湖南科技大学土木工程学院，湖南湘潭411201)摘要:为了探究重力热管内部的相变及传热过程，利用FLUENT14.5软件对二维热管进行数值模拟.采用VOF模型，为了准确捕捉气液两相分布，通过加入质量能量源项以UDF形式添加至各相进行数值计算，得到了6种不同加热功率下重力热管各段的平均温度值，并与实验值对比，证实了数值模拟的可靠性.研究了充液率对重力热管传热效率的影响，计算了4种不同充液率下热管的璧温分布及热阻大小.结果发现:数值模拟能直观有效地反映重力热管内的蒸发冷凝现象;VOF模型能很好地捕捉气液分离现象、气泡的成长合并及液膜的产生；热管总热阻随着加热功率的增大而减少，在加热功率大于170W后，热阻随加热功率增加而减少的速率下降；随着充液率的增加，热阻逐渐减少，且相变工质初始充液率为1时热管性能较好.关键词：重力热管；相变过程;数值模拟;充液率;传热效率中图分类号:TK124文献标志码：A文章编号：1672-9102(2019)04-0057-08Numericai Simulation of the Phase Change Heat TransferProcest in Gravitahonai Heat PipeQiny Qian,Zhany Denychun,Chen Dawei,Li Kongqiny(School of Civii Eneineerine,Hunan Univeaity ol Science and Technoloyy,XiangWn411201,China)Abstract:In ordee to explore the phass chanye and heat transfee processes in a two-phass closed thermosyphon,a2D model is built to simulate by usiny FLUENT14.5-In ordee to capture the yas-liquid two-phas.dosiaobuioon moa.attuaaioy,ih.VOFmod.oosadopid eoasomuoaioon,and ma s and.n.ayysouat.iams are added to each phase in the form of UDF foe numeycal calculation-The averaye temperature of each section of ihe iheamosyphon undea sot doeaeni heaiony poweas aae taotuoaied,tompaaed woih ihe etpeaomeniao measuaemenisaiihesametondoioon ioton oam ihe au ihen iotoiy o?ihe nume aota os omu oa ioon.The wa o iempe aa iu ae dosiaobuioon and iheamaoaesosianteo?iheiheamosyphon undeaouadoeaenio o onyaaiesaaesomuoaied iosiudyihe eetio?ooquod o o onyaaieon ihe heai iaans e ae otoen ty o?a ihe amosyphon.Resu ois show ihaiihenumeaotao somuoaioon tan eetioeeoyand oniuoioeeoyaeoetiiheeeapoaaioon and tondensaioon phenomenon on aiwo-phase toosed iheamosyphon.TheVOFmodeotan we o tapiuaeihephenomenon o?yas-ooquod sepaaaioon,bubboeyaowih and toaoestente,and iheyeneaaioon o?ooquod oom.Theioiaoiheamaoaesosiantedetaeaseswoih iheontaeaseo? heaionypowea.When iheheaionypoweaosmoaeihan170W,iheaaieo?iheamaoaesosiantedetaeaseswoih ihe ontaeaseo?heaionypowea.Woih iheontaeaseo?ooquod o o onyaaie,iheiheamaoaesosiantedetaeasesyaadua o y.The peaoamanteo?iheiheamosyphon osbe i eawhen iheonoioaoo o onyaaieo?ihephasethanyemedoum osequaoio1.Keywordt:yravitational heat pipe;phase chanye process;numSsioulation%filliny ratio;heat iaanseaaai收稿日期：2019-11-20基金项目：湖南省自然科学基金资助项目(2016JJ2054)；湖南省交通运输厅科技进步与创新重点资助项目(201413)通信作者$E-maii：dczhang2000@58矿业工程研究2019年第34卷重力热管，也叫两相式热虹吸管,传热介质被充入重力热管的蒸发段，经蒸发段外壁的加热达到沸点后变为气态上升至冷凝段,气态介质在冷凝段进行放热后冷凝至液态,由于重力作用重新回到重力热管的蒸发段完成一个循环•这要求在位置结构上，冷凝段必须在蒸发段之上•由于其结构简单、容易加工等特点,被广泛应用于各领域'1_4］-近年来，国内外学者对热管技术进行了大量的研究•韩振兴等'5（通过电容层析成像技术！ECT）测量系统对冷凝段乙醇蒸气的冷凝过程进行监测，观察不同工况条件下重力热管冷凝段的气、液分布特性和液膜的形成及发展过程•曹小林等⑷提出新型结构形式的重力热管换热器,通过建立单根竖直管道物理模型,分别对冷凝段、绝热段和蒸发段建立稳态传热数学模型，应用等热流密度边界条件并通过工程方程求解器（EES）进行了数值计算.战洪仁等'7］为研究重力热管内部沸腾冷凝过程，采用VOF多相流模型对汽液两相流进行数值模拟.张劲草等［8］以铜-水重力热管为对象,研究了热管蒸发段和冷凝段的长度及位置等条件改变时对重力热管传热性能的影响.陈军等'9］为了揭示两相闭式热虹吸管蒸发段及冷凝段工质相变传热本质，以其为基础建立数值模型，基于VOF模型确定气液两相间的相界面，对采用工质为水和R134a的热管运行过程进行数值分析.张龙等'10］针对现场热管井实例，分析影响碳钢-水超长重力热管热传输性能的因素，通过对热管井结构的改造以提高其传热性能,并对热管井结构和工质进行了展望•张云峰等'11（通过CFD仿真模拟,分析了重力热管内水相变换热过程的特性，研究了热管蒸发段充液率为35%时不同加热功率对热管相变换热的影响，以及加热功率为2000W时蒸发段充液率对热管相变换热的影响•王啸远等'12（基于VOF模型和改进的相变模型对热虹吸管稳态相变传热过程进行CFD 模拟,根据温度分布实验数据和可视化实验验证，分析了充液率对热管蒸发冷凝传热行为的影响.Bandar 等［13（利用CFD模拟无芯热管或热虹吸管运行期间的两相流动和传热现象,数值预测的温度曲线和实验温度数据具有良好的一致性.Zied Lataoui'14（对不锈钢两相闭式热虹吸管的传热特性进行了实验研究,测试了3种相容的工作流体:水，乙醇和丙酮及填充率对热虹吸管的稳态热性能的影响.Davoud［15］研究了两相闭式热虹吸管（TPCT）的瞬态性能.本文利用FLUENT14.5软件对重力热管内部蒸发冷凝状态进行数值模拟，结合前人所做的实验进行了对比分析，证明了数值模拟的真实准确性,继而研究不同充液率对重力热管的影响，通过不同功率及充液率下热管各段的温度平均值及热阻的大小,得出重力热管内具体的蒸发冷凝相变和传热过程及最佳充液率的大小.1重力热管计算模型12重力热管工作原理重力热管的工作原理如图1所示，液态工质在负压状态下充入重力热管的蒸发段中密封，在蒸发段中受热相变为气态工质，由于升力的作用经绝热段上升至冷凝段，在冷凝段释放潜热后冷凝为液态贴附在冷凝段壁面，由于重力的作用再次回到蒸发段,完成一个工作循环.1.2VOF模型重力热管的蒸发冷凝模拟采用VOF模型，多相流计算的难度在于捕捉不用相态间的界面，而VOF模型主要用于跟踪两种或多种不相溶液体的界面位置,能够很好地捕捉气液两相分离界面.VOF模型使用Navier-Stokes方程通过定义各相的体积分数来对各相的运动进行追踪，从而确定各相之间的相界面•在每个计算单元中，所有组分的体积分数之和为1,即如果"t为液相的体积分数，"为气相的体积分数，则在每一计算单元中存在3种情况：（1）"t=1：单元全部为液相；（2）"=0：单元全部为气相；！3）0<"<1：单元处于气液相界面.12控制方程连续性方程、动量方程和能量方程用于描述重力热管中工作流体的运动.1.3.1连续性方程詈+"5)#0-(1)第4期卿倩，等:重力热管内部相变传热过程的数值模拟59式中：p 为密度,ky/m 3;"为速度矢量,m/s ; t 为时间,s.1.3.2动量方程[,V u + V u T一知!・训(pu ) + !• (puu)二一 Vp + !•&+ ' + =C SF(2)式中：g 为重力加速度,m/s 2 ； P 为压力，Pa ；,为动力黏度,Pa / s ； 9为单位张量；=csf 为表面张力，N/m.对于流体两相界面表面张力的影响，引入Brackbrn 等[16(表面张力模型，表达式为式中：C 为表面曲率，下标Oe 分别表示液相、气相；p o 为液态水密度,ky/rm ; 为表面张力系数,N/叫其计算式为= 0.098 058 56 - 1.845 ； 10一5 - 2.3 ； 10152.(4)重力热管中工作流体的物理性质取决于各相的体积分数，因此密度和粘度的计算公式分别为p =+ (1 - "Opp (5),="旳 + (1 - "O(6)式中：p 为密度,ky/m 3，其计算式为Pi = 859.008 3 + 1.252 2095 - 0.002 642 952.(7)1.3.3能量方程&—(p C ) + V- (pEu ) = V- (3 • V 5) + V- (p ) + S e&t(8)式中：E 为能量,J ； 5为温度,K ； 3为热导率,W/(m - K ) ； S c 为能量源项，用于计算蒸发冷凝过程中的热量传递-VOF 模型中将温度5作为质量平均变量,热导率3的计算式为3 = "]3[ + (1 - "]) 3e .能量E 的计算公式为EaiPi C + "p E e"1P1 + "Pe(9)(10)2数值计算方法22网格划分参照B.Cadhl [13]所做实验建立物理模型，计算重力热管总长度为500 mm ,其中蒸发段、绝热段、冷凝段分别长为 200,100,200 mm ,计算模型直径为(22 mmX1.5 mm.利用 Gambit 进行网格划分，靠近内壁面对网格进行加密处理,如图2所示.为了研究模型网格数对计算结果的影响，进行网格独立性验证，将3种不同的网格数量所得出的计算结果统计于表1中•表1为不同网格数下的蒸发段与冷凝段的平均温度，并计算了各自的热阻大小•由表1可以看出，网格数对于计算结果的影响并不大，因此考虑到精确性与计算时间成本的影响，本文选择网格数为56 336的模型进图2不同网格数下的模型行计算，靠近壁面设置更密的网格来捕捉内壁面的气液两相贴附状态-60矿业工程研究2019年第34卷表1网格独立性结果网格数量5/K1evap,av/丄、5/K1cond,av/丄、)cfd/(K/W)28336379.02328.290.293556336378.43328.430.289286.516378.07328.410.2873表中：5sp,ai为计算出的蒸发段平均温度,K；5）d,ai为计算出的冷凝段平均温度j；）CFD为计算出的总热阻,IKW.2.2边界条件根据实验实测值'13］设定边界条件，如表2所示.假设充液率（即液体所占蒸发段的体积分数）为50%,冷凝段放热量根据冷却水得热量确定，计算公式如式（11）所示•设置蒸发段边界条件为恒热流密度，绝热段壁面边界条件设置为热流密度为0,冷凝段对流边界条件根据实验所测得自然流温度为296K,传热系数根据冷却水段计算公式（12）获得.考虑两相接触面表面张力的影响，表面张力系数计算公式如式（4）所示•为了更好地捕捉气液分离界面，采用VOF模型进行计算，设置瞬态时间步长为0.0005s.将气态设置为主相，液态设为次相，液态水的密度采用多项式表示为温度的函数，其具体形式如式（7）所示.速度与压力耦合关系采用SIMPLE算法处理，能量与动量方程均采用二阶迎风格式,相体积分数采用几何重构法，压力插值采用PRESTO算法.设置连续性方程和动量方程残差收敛标准为10-4，能量方程的残差收敛标准为10"为探究不同充液率对重力热管传热的影响，分别对充液率为30%,50%,75%及100%进行计算，充液率通过在FLUENT中标记区域的方式设置气液相的体积分数获得.$#FC p（5-5）-（11）式中：f为冷却水流量,kg/s；C p为水的比热容,J/（kg-K）；5为冷却水出口温度,K;5为冷却水进口温度，K._______$2$45,tD c(12)式中：D c为冷凝段对流传热系数,W/（m2•K）；$为冷凝段传热量,W；5,t为冷凝段平均温度,K;5为冷却水平均温度,K.表2不同功率下冷凝传热系数值蒸发段输入功率$6宀冷却水温度几/K冷凝段$/W5c,ca/K D c/(W/(m2/K))100.41298.9953312.41509.3172.87301.45162.6318.07707.6225.25302.95192.2320.55790.6275.60305.2236.6325.95824.9299.52306.3254.8323.911046.6376.14309.4336.6330.331163.52.3源项设置为了实现流体在重力热管内部的传热传质过程，编写UDF程序加入质量及能量源项.根据Schepper 等［17（在2009年提出的相变过程中气液两相的能量质量传递公式,如表3所示.当重力热管中混合相的温度大于饱和温度时（即表3中5>5a.）,蒸发过程开始，水由液相蒸发为水蒸气，饱和水蒸气经绝热段上升至冷凝段，当混合相的温度小于饱和温度时（即表3中5<5a.）,冷凝过程开始，饱和水蒸气与冷凝壁面进行放热冷凝为液体•表3中，S”为体积分数方程中的质量源项；5at为饱和温度,K；5,5分别为液相、气相温度，K；"t,"i分别为液相、气相的体积分数，S r为能量方程中的能量源项，△/为流体的相变潜热,J/kg.设置饱和温度5at为373K,水的汽化潜热为2455000J/kg.将表3中的能量质量源项表达式通过UDF编程导入FLUENT中，定义气液及混合相的源项再进行计算-第4期卿倩，等:重力热管内部相变传热过程的数值模拟61表3质量和能量转移公式传递类别相变过程相态源项「5 - 5as 液相S m .1 "\P\ 5蒸发过程5 > 5詁』sat「5 - 5S as 气相S m.1 "lPl5 15saF质里传递5e - 5a s 液相S o = .2"P p亠 J冷凝过程5 < 5assat5e - 5st 气相S o =-.2 "ie ^^05as 蒸发过程5 > 5asS c =-.1 "PO 耳冬5能量传递5 - 5 o 冷凝过程5 < 5詁S c = .2 "ie 丄"Jsat3计算结果与讨论32流态分析图3为加热功率为172.87 W 时蒸发段内气液两相体积分数分布图，花纹部分代表只有液相时（即液相体积分数为1），黑色部分代表只有气相时（即液相体积分数为0）.在最开始时（t 0 s ），液相占据蒸发段的50%,受到蒸发段恒定热流量的加热，贴近壁面处最开始受热形成气泡，慢慢地小气泡开始运动聚合成较大的气泡，相邻的聚合气泡在上升过程中再聚合,在加热面上将形成一个气柱，随着上升气泡的不断聚合，气相体积分数的比例逐渐增大，由图3的不同时刻时气泡分布可看出液体经壁面受热后从泡状流动到弹状流动再到环状流动的变化过程.随着热量的持续输入，液态工质不断受热蒸发，其大量的饱和蒸汽经由绝热段流向冷凝段.饱和水蒸汽到达冷凝段后，在冷凝段壁面遇冷释放潜热后冷凝成液态水贴附在壁面，最初水蒸汽量较少，在冷凝段壁面会形成液珠状呈珠状凝结，随着蒸发过程的不断进行,越来越多的饱和水蒸汽在冷凝壁面凝结,最初的珠状凝结慢慢聚合成液膜状形成膜状凝结，图4为最终达到稳定状态时冷凝段壁面产生的液膜图-图3不同时刻下蒸发段内相态体积分数0.950.900.850.800.750.700.650.600.550.500.450.400.350.300.250.200.150.100.05图4达到稳定时冷凝壁面液膜32重力热管传热性能重力热管整体传热性能可由整体热阻来体现,热管总传热量$正比于传热温差,反比于总热阻，其具体表达式如式（13）所示，热管的整体热阻可由式（14）计算得到-62矿业工程研究2019年第34卷式中：）为重力热管的总热阻,K/W；5aa"CFD为数值模拟所得蒸发段的平均值,K；5aa"CFD为数值模拟所得冷凝段的平均值,K；$"为输入热功率"W.表4为不同热功率下重力热管各段平均温度实验值［13］与本文模拟值的对比及在不同加热功率下的热阻值•由表4可以看出,模拟结果与实验值的趋势大致相同,平均误差分别为8.48%,10.08%,2.46%，可认为此次模拟能有效地反映热管内部传热传质状态.表4不同热功率下重力热管各段平均温度模拟值与实验值的对比功率蒸发段绝热段冷凝段热阻$n小5vca/K实验值5存模拟值)/%5/K实验值5/K模拟值)/%5c,ca/K实验值5c,ca/K模拟值)/%^EXP/(K/W)^CFD/(K/W)100.41343.00374.619.21321.25364.6413.51312.412334.467.060.30460.3999 17237341.60378.4310.78327.45364.5811.34318.070328.43 3.260.13610.2892 225.25348.30381.23932331.05364.6010.13320.550326.80 1.950.12230.2416 275.60356.10384.417.95335.55365.668.97325.950327.540330.10940.2063 299.52358.75385.74735336.25365.528.70323.910323.260.200.11630.2086 376.14370.20391.89536342.75369.517.81330.330324.49 1.770.10600.1992平均误差/%8.4810.08 2.46图5为不同输入热功率下热管各段测温点实验值［13］与本文模拟值的对比，模拟的蒸发段平均值与实验值有一定的偏差,而冷凝段表现很好的一致性•这是由于在实验中，热管蒸发段外部缠绕电热阻丝，由热阻丝加热从而加热蒸发段外壁，会产生蒸发段外壁加热不均现象，而模拟中是通过给定恒定热功率计算得出，但是由于充液率为50%,150mm处为蒸汽区,故温度会高于处于液池内的50mm处温度.图5不同热功率下重力热管各段壁温图6给出了在不同输入热功率下重力热管总体热阻实验值与模拟值的对比，由整体趋势看模拟与实验大致相同,在一定范围内（除299.52W时）,总热阻随着加热功率的增大而减少,这是由于加热功率的增加使管内工质更快受热，从而产生气泡的速度增快,气泡间的碰撞更加强烈，加强了热管的传热性能；由热阻计算式及表4计算结果看,不同热功率下热管运行达到稳定后，蒸发段与冷凝段温差相差并不大，由此热阻也会随着加热功率的增大而减小•在功率为299.52W时，此时计算出的热阻相对于热功率为275.6W略微增大，这点与实验数据完全吻合•而图6中显示在低热功率下，热阻的模拟值与实验值相差较大，这是由于在CFD模拟中，蒸发段的温度第4期卿倩，等:重力热管内部相变传热过程的数值模拟63要比实验值大得多，且冷凝段的温度与实验值对比相差不太大,这就导致了蒸发段与冷凝段的温差相较实验值要大，故热阻值会比实验结果大•热管热阻在低功率下受加热功率的影响较明显，而在加热功率大于170W后，热管热阻随加热功率增加而减少的速率下降，相对独立于输入功率-32充液率对重力热管传热性能的影响充液率（FR）为液体水占蒸发段体积的百分比，图7为4种输入热功率（100.41,172.87,225.25,275.6W）时，不同4种充液率下（分别为FR=0.3,0.5,0.55,1）重力热管壁面温度分布.由图7b~图7d可以看出，充液率FR对蒸发段的影响显著,而冷凝段温度几乎无明显变化.由图7可知，在充液率为1时，蒸发段温度分布均匀，无明显波动，而在其他3种充液率下，蒸发段上部出现明显温升.各段温度明显上升的起点所对应的位置为不同充液率下的液体初始高度值（如FR=0.3,则最开始温升位置为60mm处），这是由于蒸发段上部的蒸汽受热形成过热蒸汽,在内壁形成气膜提高了蒸发段上部壁面的温度值•对比图7各图可发现，当FR为0.3时，在不同加热功率下，均在0.1m时蒸发段壁温达到峰值，这是由于充液率FR为0C 时，相对于其他3种充液率在0.1m处蒸汽含量较大,导致壁温升高，同样原因FR为0.5,0.55时壁温峰值的发生位置随之推移•加热功率为172.87W,充液率为0.3,0.5,0.75时蒸发段温度峰值相对于充液率为1时分别增比为1C%,1.54%,0.68%.加热功率为225.25W时，充液率为0.3,0.5,0.75相对于充液率为1时峰值温度增比为2.63%,2.55%,1.56%.加热功率为275.6W时，充液率为0.3,0.5,0.75相对于充液率为1时峰值温度增比为3.82%,3C%,1.97%.而冷凝段温度无明显变化，热管顶端相对冷凝段温度较高,这是由于在模拟中冷凝段上部壁面设置为绝热,从蒸发段上升的过热蒸汽在热管顶部聚集出现顶端温度较高的现象•对比图7a~图7d,可看出在较低加热功率（100.41W）时,FR对热管壁温影响不大，随着输入功率的增大,FR对重力热管蒸发段壁温的影响也逐渐增大-图7不同FR下重力热管壁面温度分布图8和图9分别为4种加热功率下不同充液率时热管蒸发段的平均温度和热管热阻值.由图8可知，在同一加热功率下,蒸发段均温随充液率FR的增加而降低，且温度下降的幅度在FR为0.5~0.75间最大;随着加热功率的增大，充液率FR对蒸发段均温的影响也逐渐加大.由图9可知，随着充液率的增大，重64矿业工程研究2019 年第 34 卷力热管的整体热阻值降低，在充液率为1时热阻最低;在低功率下，热管热阻几乎不随充液率的改变而改变;随着加热功率的增大，充液率对热管热阻的影响程度也逐渐加大;在相同充液率下，热管热阻随加热功率的增大而减少.6 5 4 3 2 1 8 78888888777 3333333333 兰翌ffl s T k部炭髒086420864208433333222221—■— 2=100.41 W -Q ：：=172.87 WQ ：=225.25 W -^― Q ：=275.6 W5o.4 o.30207o R F 60908o 0图8不同FR 下蒸发段平均温度图9不同FR 下重力热管热阻4结论1) 运用CFD 模拟技术能很好地反映热管中液体工质受热蒸发冷凝的具体过程及现象，且VOF 模型能够真实准确的描述气液分离及气泡聚合现象.2) 在一定范围内，重力热管的总热阻随着加热功率的增大而减少，低功率下热管热阻受加热功率的影响较明显;而在加热功率大于170 W 后，热阻随加热功率增加而减少的速率下降，相对独立于输入功率.3) 充液率主要影响热管蒸发段的温度，对冷凝段影响不大;热管热阻随着充液率的增大而减小，且在充液率为 1 时最小.参考文献：[1] 姚普明.热管应用现状及其发展'J ].动力工程,1983(2):59-65.[2] 纪绍斌，李生生.热管技术的应用与发展[J].山西建筑,2005 (13):140-141.[3] 魏新宇，李树勋，吴奇.热管技术的应用展望'J ].甘肃冶金,2006( 3) ：98-99•[4] 曹志高，杜海存,曹娟华.热管技术及其应用分析'J ].江西能源,2009( 3) ：39-41.[5] 韩振兴，王冬骁，王飞，等.重力热管冷凝段运行特征的可视化实验研究'J ].化工学报,2014,65( 8) ：2934-2939•[6] 曹小林，曹双俊,马卫武，等.新型重力热管换热器传热特性的数值模拟[J].中南大学学报(自然科学版)，2013,44(4)：1689-1694.[7] 战洪仁，李春晓,王立鹏，等.基于VOF 模型对重力热管内部沸腾冷凝过程的仿真模拟[J ].冶金能源,2016,35 ( 1)：30-34.[8] 张劲草，辛公明，陈岩，等.蒸发段和冷凝段变化对重力热管性能的影响'J ].化工学报,2017,68(4):1343-1348.[9] 陈军,李家鹏，曹菁，等.重力热管内部传热传质过程的数值模拟'J ].制冷与空调,2017,17(9):17-21.[10] 张龙,吴志湘，邓保顺.某超长重力热管提取地热技术的试验分析及改造措施'J ].节能,2015,34( 10):77-80.[11] 张云峰，罗嵩容,罗稀玉，等.重力热管内水相变换热的数值模拟[J ].长沙理工大学学报(自然科学版)，2016,13( 1):69-74.[12] 王啸远，朱跃钊,陈海军，等熱虹吸管相变传热行为CFD 模拟[J].中南大学学报(自然科学版),2017,48(5): 1391-1397.[13] Bandar F , Luiz C , Hussam J. 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重力热管弹状流工况的简化分析

３ｔｓｉｔｆｎｅｄｇＴｅｍｏｈｓｓＣ．ｅｉｇ０００Ｃｉａ￣ｔｕｅｏｎｅｎｈｒｐｙｉ，ＡＢｉｎ１０８，ｈｎ）ｔＥｃｓｊ
ＡｂｓｒｔｔａｃＴｈｉｐａｒｐｒｓｎｔｈｅａｌｄａｌｅｎｉｐｉｃｔｏｓｏｈｅｓｕｏｒｇｍｅｓｐｅｅｅｓｔｅｄｔｉｅｎａｙｓｓａｄｓｍｌａｉｎｎｔｌｇｆｗｅｉｓｉｆｌ
２弹状汽泡的形成及其对热管蒸发段液池的作用
唐志伟连晨舟蒋章焰。马重芳
（１北京工业大学。北京１０２；２清华大学，北京１０８；００２００４北京１９８）０００３中国科学院工程热物理研究所。．摘
要对重力热管弹状流工况进行简化分析，定量描述１业热管工作过程中蒸发段内汽泡的喷涌现象，给出液塞在弹：
ｉｉｅｇａｉｙｈａｐｅＴｈｌｏｉｈ．ｅａｒｔｏｅｔｏｆｉｄｕｔｉｌｅａｐｅｓ￣ｄｒｖｔｅｔｐｉｓｅｓｕｆｗｎｔｅｖｐｏａｉｎｓｃｉｎｏｎｓｒａｌｕｓｄｈｅｔｐｉｓｉｇｌｙｑｎｉａｉｅｙｄｓｒｂｅ．ＴｈｅｕｔｒｖＭｓｔｅｅｐｌｉｅａｉｎｏｈｉｔｌｎｇｈｏｈｉｉｌｓｕａｔｔｔｖｌｅｃｉｄｅｒｓｌｅｅｈｘｉｔｒｌｔｏｆｔｅｌｅｔｆｔｅｌｃｆｑｕｄｓｕｇｃｒｉｄｂａｏｕｉｈｖｌｅｒｃｆｏｒｔｎｄｐｅｓｅｔｂｏｈｅｄｆｐｉｓａｒｅｙｖｐｕｒｐｌｗｔｏｕｍｔｉｗａｅａｒｓｕｒｓａｔｎｓｏｐｅ．ｇｌＫｅｏｄｓｇａｉｙｈａｉ；ｌｏ；ｅｓｒｂｏｌｎｙｗｒｒｖｔｅｔｐｐｅｓｕｇｆｗｇｙｅｉｉｇｌ

《重力热管传热特性的数值模拟与实验研究及热管式空预器优化设计》范文

《重力热管传热特性的数值模拟与实验研究及热管式空预器优化设计》篇一一、引言随着能源需求与环境保护的日益关注，热管技术作为一种高效的传热元件，其应用越来越广泛。

重力热管因其独特的传热特性，在能源、化工、航空、航天等领域发挥着重要作用。

本文旨在通过数值模拟与实验研究的方法，探讨重力热管的传热特性，并基于此对热管式空预器进行优化设计。

二、重力热管传热特性的数值模拟首先，建立重力热管的物理模型和数学模型。

在数值模拟过程中，考虑到重力热管的物理特性和传热机理，利用计算流体动力学（CFD）软件进行仿真分析。

通过设定合理的边界条件和初始条件，模拟重力热管在不同工况下的传热过程。

数值模拟结果显示，重力热管的传热过程受到多种因素的影响，包括工作介质、加热功率、结构参数等。

在不同工况下，重力热管的传热效率有所差异。

通过对模拟结果的分析，可以得出重力热管的传热特性和规律。

三、重力热管传热特性的实验研究为了验证数值模拟结果的准确性，进行了一系列实验研究。

实验中，采用不同工作介质、加热功率和结构参数的热管进行测试，记录了实验过程中的温度、压力等数据。

通过对比实验数据和数值模拟结果，验证了所建立数学模型的正确性。

实验结果表明，重力热管的传热特性与数值模拟结果基本一致。

同时，实验还发现了一些新的现象和问题，为后续的优化设计提供了依据。

四、热管式空预器优化设计基于重力热管传热特性的研究结果，对热管式空预器进行优化设计。

首先，根据实际需求和工况条件，确定空预器的结构参数和工作介质。

其次，通过优化设计，提高空预器的传热效率和稳定性。

最后，利用数值模拟和实验方法对优化后的空预器进行验证和分析。

优化设计后的热管式空预器在传热效率、稳定性和使用寿命等方面均有显著提高。

同时，优化设计还考虑了空预器的成本和制造工艺等因素，确保了其在实际应用中的可行性和经济性。

五、结论本文通过数值模拟与实验研究的方法，深入探讨了重力热管的传热特性。

在此基础上，对热管式空预器进行了优化设计。

丁胞型强化换热管管内传热与流动阻力的数值模拟和实验研究

丁胞型强化换热管管内传热与流动阻力的数值模拟和实验研究重庆大学硕士学位论文（学术学位）学生姓名：***指导导师：陈清华教授专业：动力工程及工程热物理学科门类：工学重庆大学动力工程学院二O一三年五月Numerical simulation and experimental study of heat transfer and pressure loss inthe dimpled tubeA Thesis Submitted to Chongqing Universityin Partial Fulfillment of the Requirement for theMaster’s Degree of EngineeringByHe ZhiqiangSupervised by Professor Chen QinghuaSpecialty: Power Engineering andEngineering ThermophysicsCollege of Power EngineeringChongqing University, Chongqing, ChinaMay 2013摘要由于科技的发展和能源的短缺，强化换热技术一直是人们研究的重点，丁胞型强化换热技术和其他强化换热技术相比在增强换热的同时不产生太大的阻力，因此在工业上得到了越来越广泛的应用，国内外很多学者通过实验和数值模拟的方法证实了丁胞凹陷结构不仅能够强化换热，而且也有减阻作用。

由于丁胞的产生，导致了另一侧突起的出现，而突起也能够有效地增强换热,但相关研究较为缺乏。

本论文主要以自主加工制造的丁胞型换热管为几何模型，利用FLUENT软件，研究管内突起在湍流流动状态下对流动和换热的影响。

同时，进行换热管实验，测定相关的数据并与模拟结果相比较，进一步验证模拟结果的可靠性。

首先，建立丁胞型换热管物理模型和数学模型，采用RNG k-ε模型作为湍流计算模型，应用SIMPLE算法求解压力-速度耦合项，并根据文献中的实验数据进行验证，确定模拟方法的可行性。

重力热管两相传热特性影响参数的数值研究

Numerical Study on the Influence Parameters of Two-phaseHeat Transfer Characteristics of Gravity Heat Pipe *Li-qiang Jin 1Jian-jun Zhu 1Yi Wang 2Jia-qi Pu 1Zhi-guo Qu 1,*(1.School of Energy and Power Engineering,Xi'an Jiaotong University;2.Shengu Group Co.,Ltd.)Abstract：Gravity heat pipes are widely used in engineering fields with its excellent heat transfer performance.To improve the heat transfer performance of a single heat pipe can better rise the efficiency of heat exchange equipment.In this paper,numerical simulation is conducted to investigate the influence of parameters variation on the heat transfer performance.The results show that the VOF （Volume of Fluid ）model can reveal the evaporation and condensation phenomenon inside the gravity heat pipe.The thermal resistance of the heat pipe decreases with the increase of the liquid filling rate or heating power.In a certain range,the thermal resistance of the heat pipe decreases with the increase of the inner diameter,and increases first and then decreases with the increase of the condensation section length,but the length of the condensation section should not be too small,which will lead to poor gas-liquid circulation.The heat transfer limit and safe length ratio should be considered in the actual design to ensure the safe operation of the heat pipe.Keywords：Gravity Heat Pipe;Phase Change Heat Transfer;Thermal Resistance;Numerical Simulation摘要：重力热管以其极佳的传热能力广泛应用于工程领域，而对于单根热管传热性能的提升则能够更好地提高换热设备的效率。

24107577_带有内螺纹的重力热管仿真模拟研究

第３４卷㊀第４期沈㊀阳㊀化㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报Ｖｏｌ.３４㊀Ｎｏ.４２０２０.１２ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＳＨＥＮＹＡＮＧＵＮＩＶＥＲＳＩＴＹＯＦＣＨＥＭＩＣＡＬＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹＤｅｃ.２０２０收稿日期:㊀２０１９－０３－２６基金项目:㊀国家自然科学基金面上项目(６１４７３０５６)作者简介:㊀战洪仁(１９６４ )ꎬ女ꎬ山东蓬莱人ꎬ教授ꎬ博士ꎬ主要从事强化传热与节能技术的研究.文章编号:㊀２０９５－２１９８(２０２０)０４－０３５２－０６带有内螺纹的重力热管仿真模拟研究战洪仁ꎬ㊀张倩倩ꎬ㊀史㊀胜ꎬ㊀王立鹏ꎬ㊀惠㊀尧(沈阳化工大学能源与动力工程学院ꎬ辽宁沈阳１１０１４２)摘㊀要:㊀通过数值模拟研究ꎬ在不同加热功率条件下分析蒸发段有无内螺纹的重力热管数值模型ꎬ利用沸腾传热机理结合模拟结果分析加热功率㊁蒸发段内壁有无内螺纹对重力热管传热性能的影响.结果表明:在其他条件相同时ꎬ同一时刻下蒸发段带有内螺纹的重力热管生成汽泡更快且数量更多ꎬ从而缩短了达到沸腾时所需的时间ꎬ提高了传热效率.总体上ꎬ蒸发段带有内螺纹的重力热管的传热系数比普通管高ꎬ管内传热得到了强化.关键词:㊀重力热管ꎻ㊀内螺纹ꎻ㊀数值模拟ꎻ㊀传热系数ꎻ㊀强化传热ｄｏｉ:１０.３９６９/ｊ.ｉｓｓｎ.２０９５－２１９８.２０２０.０４.０１３中图分类号:㊀ＴＫ１７２４㊀㊀㊀文献标识码:㊀Ａ㊀㊀热管是一种高效的传热元件ꎬ比较常见的是两相闭式热虹吸管(ＴＰＣＴ)ꎬ也称为重力热管.由于其高效的传热性能ꎬ使其在制冷[１]㊁太阳能[２－３]㊁采暖[４]㊁余热回收[５－６]等方面广泛应用.随着研究成果越来越多ꎬ人们开始通过不同角度对热管进行更深层次的探索.近年来许多学者通过实验方法研究了表面异形结构[７－８]对热管传热效果的影响.Ｗａｎｇ等[９]研究了带有内螺旋结构的两相闭式热虹吸管冷凝段的传热性能ꎬ实验结果证明内螺旋结构的设计不仅可以提高两相闭式热虹吸管的冷凝传热系数ꎬ还改善了冷凝段的热响应特性.方书起等[１０]在重力热管的管内表面加上螺旋槽ꎬ通过对比螺旋槽热管和光滑热管的实验结果发现螺旋槽热管的等效对流换热系数比光滑热管的等效对流换热系数高出１０％~２３％.邓斌等[１１]研究了不同处齿形内螺纹传热管的蒸发性能ꎬ实验表明交叉齿管的传热性能明显高于普通管的传热性能ꎬ这是因为一方面换热面积得到增加ꎬ另一方面主齿和副齿之间形成的小凹坑可以增加换热过程中的汽化核心.杜斌等[１２－１３]在实验条件下研究了不同单线内螺纹分布的内螺纹重力热管的换热系数.实验发现在整根重力热管的内表面布置内螺纹结构时ꎬ热管的换热系数能够得到明显提高ꎬ而且随着油浴温度的增加换热系数呈线性增加.辛公明等[１４－１６]在实验条件下测定了交叉齿内螺纹重力热管在水平和垂直条件下的传热特性ꎬ实验结果表明:在水平条件下ꎬ交叉齿内螺纹重力热管比普通热管表现出较高的传热极限ꎻ在垂直条件下ꎬ虽然在较低功率时交叉齿内螺纹热管的传热极限低于普通重力热管ꎬ但随着加热功率的增加其传热极限明显高于普通重力热管.综上所述ꎬ对带有内螺纹重力热管的实验研究成果较多ꎬ但目前的实验成果并未能深入地阐述其强化传热机理.通过建立数值模型求解两相闭式热虹吸管内部的传热机理ꎬ不仅降低了研究成本ꎬ也使热管内部的可视化分析更为容易.本文建立了蒸发段带有内螺纹的两相闭式热虹吸管的数值模型ꎬ通过ＣＦＤ(ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ)软件对其进行模拟计算ꎬ并进行可视化研究和分析ꎬ以期获得内螺纹对热管内部复杂两相流传热机理的影响规律ꎬ从而为工程实践提㊀第４期战洪仁ꎬ等:带有内螺纹的重力热管仿真模拟研究３５３㊀供理论支持.１㊀数值模拟１１㊀几何模型的选择根据两相闭式热虹吸管的工作原理建立如图１所示模型.两相闭式热虹吸管分为加热段㊁绝热段和冷凝段３部分ꎬ内部没有吸液芯ꎬ依靠重力作用使管内工质进行循环运动.热管全长６００ｍｍꎬ外径１０ｍｍꎬ壁厚１ｍｍ.蒸发段㊁绝热段和冷凝段长度分别为２００ｍｍ㊁１００ｍｍ和３００ｍｍꎬ内螺纹的螺距１ｍｍꎬ齿高０５ｍｍ.计算使用的二维模型如图２所示ꎬ在管内工质主要相变的壁面处进行网格加密处理ꎬ加密后流体区域的网格总数为１３６２７２.模拟设置的加热功率分别为２５Ｗ㊁４１Ｗ㊁５７Ｗ㊁７３Ｗ㊁８９Ｗ和１０８Ｗꎬ在模型的外壁面处设置测温点.加热段设置４个监测点:ｅ１㊁ｅ２㊁ｅ３和ｅ４ꎻ绝热段设置２个监测点:ａ１和ａ２ꎻ冷凝段设置４个监测点:ｃ１㊁ｃ２㊁ｃ３和ｃ４.具体位置如图３所示.图１㊀带有内螺纹的两相闭式热虹吸管示意图Ｆｉｇ１㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｔｗｏｐｈａｓｅｃｌｏｓｅｄｔｈｅｒｍｏｓｙｐｈｏｎｗｉｔｈｉｎｔｅｒｎａｌｔｈｒｅａｄｓ图２㊀计算网格模型Ｆｉｇ２㊀Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｇｒｉｄｍｏｄｅｌ图３㊀温度监测点分布示意图Ｆｉｇ３㊀Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇｐｏｉｎｔｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｄｉａｇｒａｍ１２㊀相变模型蒸发和冷凝过程的质量源项(Ｓｑ)和能量源项(Ｓｅ)用ＤｅＳｃｈｅｐｐｅｒ等[１７]的研究结果来设置ꎬ如表１所示.在质量源项中蒸发段液相的弛豫时间参数为－０１ꎬ气相的弛豫时间参数为０１.而冷凝段刚好与之相反.在能量方程中蒸发段的弛豫时间参数为－０１ꎬ冷凝段的弛豫时间参数为０１.Ｔｓ表示工质的饱和温度ꎻΔＨ表示蒸汽焓ꎬ单位物质的能量变化.表１㊀质量源项和能量源项表示Ｔａｂｌｅ１㊀Ｔｈｅｒｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎｏｆｑｕａｌｉｔｙｓｏｕｒｃｅｔｅｒｍａｎｄｅｎｅｒｇｙｓｏｕｒｃｅｔｅｒｍ位置质量传递液相气相能量传递蒸发段Ｓｑ＝－０.１αｌρｌＴｌ－ＴｓＴｓＳｑ＝０.１αｌρｌＴｌ－ＴｓＴｓＳｅ＝－０.１αｌρｌＴｌ－ＴｓＴｓΔＨ冷凝段Ｓｑ＝０.１αｖρｖＴｖ－ＴｓＴｓＳｑ＝－０.１αｖρｖＴｖ－ＴｓＴｓＳｅ＝０.１αｖρｖＴｖ－ＴｓＴｓΔＨ㊀３５４㊀沈㊀阳㊀化㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２０年１３㊀ＶＯＦ模型在Ｆｌｕｅｎｔ软件中设置模拟条件时ꎬ由于实际影响因素比较复杂ꎬ所以假设管内气体是理想不可压缩气体.目前在Ｆｌｕｅｎｔ软件中提供了３种模型ꎬ分别是流体体积函数模型(ＶＯＦ)㊁混合模型(ｍｉｘｔｕｒｅ)和欧拉模型(ｅｕｌｅｒｉａｎ).研究结果表明ＶＯＦ模型更适合重力热管内部流动过程的计算[１８].在ＶＯＦ模型中ꎬ各相体积分数的计算采用基于网格的表面跟踪方法ꎬ在单元控制容积中所有相的体积分数之和为１ꎬ即αｌ＋αｖ＝１.(１)㊀㊀在Ｆｌｕｅｎｔ软件中需要通过设定方程式来进行计算ꎬＶＯＦ模型中通常需要３大方程:连续性方程㊁动量方程和能量方程.连续性方程为∂αｑ∂ｔ＋Ñ (αｑｕ)＝Ｓｑρｑ(２)其中:Ｓｑ是连续性方程中的质量源项ꎬｋｇ/(ｍ３ｓ)ꎻρ是密度ꎬｋｇ/ｍ３ꎻｕ是各相的实际速率ꎬｍ/ｓꎻｔ为时间ꎬｓ.混合相的密度和动力黏度系数由体积分数决定ꎬ所以有ρ＝ð２ｑ＝１αｑρｑꎬ(３)μ＝ð２ｑ＝１αｑμｑ.(４)动量方程为∂∂ｔ(ρｕ)＋Ñ ρｕｕ＝－Ñｐ＋Ñ[μÑｕ＋Ñｕ]＋ρｇ＋ＦＣＳＦ.(５)其中:ｐ是压强ꎬＮ/ｍ２ꎻμ是动力黏度系数ꎬＰａｓꎻｇ是重力加速度ꎬｍ/ｓ２ꎻＦＣＳＦ是单位流体所受表面张力大小ꎬＮ/ｍ３ꎻｕ是实际速度矢量ꎬｍ/ｓ.能量方程为∂∂ｔ(ρＥ)＋Ñ[ｕ(ρＥ＋ｐ)]＝Ñ(ＫｅｆｆÑＴ)＋Ｓｅ.(６)其中:Ｅ是控制体比能ꎬＪ/ｋｇꎻＳｅ是相变能量源项ꎬＷ/ｍ３ꎻＫｅｆｆ是有效导热系数ꎬＷ/(ｍ２Ｋ)ꎻＴ是温度ꎬＫ.傅里叶定律揭示了导热问题的基本规律:在导热现象中ꎬ单位时间内通过给定截面的热量正比于垂直该截面方向上的温度变化率和截面面积ꎬ而热量传递的方向与温度升高的方向相反.由傅里叶定律结合能量守恒建立导热微分方程[１９]ρｃ∂ｔ∂τ＝∂∂ｘλ∂ｔ∂ｘæèçöø÷＋∂∂ｙλ∂ｔ∂ｙæèçöø÷＋∂∂ｚλ∂ｔ∂ｚæèçöø÷＋̇φ.(７)其中:ρ为微元体的密度ꎬｋｇ/ｍ３ꎻｃ为微元体的比热容ꎬＪ/(ｋｇＫ)ꎻλ为微元体的导热系数ꎬＷ/ (ｍＫ)ꎻ̇ϕ为内热源.分别计算分析带有内螺纹和光滑内表面的两相闭式热虹吸管的蒸发段和冷凝段的传热系数ꎬ方程式[２０]为ｈｅ＝ＱπｄｉＬｅ( Ｔｅ－Ｔｓ)ꎬ(８)ｈｃ＝ＱπｄｉＬｃ(Ｔｓ－Ｔｃ).(９)为了验证数值模拟结果的可靠性ꎬ选用２００Ｗ的加热功率下ꎬ倾角为９０ʎ的带有内螺纹热管为验证对象ꎬ将数值模拟结果和实验结果进行比对.图４所示是在带有内螺纹的热管运行状况达到稳定状况后的某一时刻下模拟所得温度与实验所得温度[２１]的对比图ꎬ结果表明实验所得温度与模拟温度吻合较好ꎬ最大温度误差为５１９％.图４㊀实验壁温与模拟壁温的对比Ｆｉｇ４㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｂｅｔｗｅｅｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｓｉｍｕｌａｔｅｄｗａｌｌｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ㊀㊀图５所示为热管运行达到稳定阶段时的温度分布云图.由图５可以看出:在热管的冷凝段ꎬ温度由中心向壁面处呈下降趋势.这是因为来自蒸发段的过热蒸汽经过绝热段到达冷凝段之后ꎬ在冷凝段的冷却作用下过热蒸汽在内壁面处液㊀第４期战洪仁ꎬ等:带有内螺纹的重力热管仿真模拟研究３５５㊀化ꎬ从而使壁面处温度降低.最终液化后的工质会以液膜的形式返回到蒸发段.图５㊀冷凝段温度分布云图Ｆｉｇ５㊀Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｎｅｐｈｏｇｒａｍｏｆｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎ２㊀模拟结果及分析２１㊀蒸发段内螺纹对汽化核心的影响与传统的两相闭式热虹吸管相比ꎬ改变热管蒸发段的内壁面结构可以很大程度地提高传热效果.图６所示为加热功率７３Ｗ时ꎬ蒸发段带有内螺纹的铜－水重力热管的气－液相体积分数云图ꎬ图中的红色区域代表气相ꎬ蓝色区域代表液相.由图６(ａ)可知ꎬ０４ｓ时在内螺纹附近有大量汽泡生成ꎬ在相同时刻的图６(ｂ)的光滑管内汽泡数量相对较少.由此可见内螺纹的存在可以大大增加汽化核心的数量ꎬ缩短产生汽泡的时间.随着加热时间的增加ꎬ蒸发段内部的汽泡逐渐长大ꎬ破裂ꎬ然后合并成大汽泡并进行上升运动ꎬ此时管内工质开始沸腾.图６㊀不同结构的重力热管蒸发段气－液相体积分数云图Ｆｉｇ６㊀Ｖａｐｏｒ－ｌｉｑｕｉｄｖｏｌｕｍｅｆｒａｃｔｉｏｎｎｅｐｈｏｇｒａｍｏｆｅｖａｐｏｒａｔｉｎｇｓｅｃｔｉｏｎｏｆｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ２２㊀蒸发段带有内螺纹对传热系数ｈｅ的影响图７所示为蒸发段带有内螺纹的重力热管的传热系数ｈｅ随加热功率的变化.图７㊀不同加热功率下螺纹管和光滑管蒸发传热系数的对比Ｆｉｇ７㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｂｅｔｗｅｅｎｅｖａｐｏｒａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｒｅａｄｅｄｔｕｂｅａｎｄｏｒｄｉｎａｒｙｐｉｐｅｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｐｕｔｐｏｗｅｒ㊀㊀由图７可知:内螺纹重力热管的ｈｅ随着加热功率的增加呈现出先增大后减小的趋势ꎬ在加热功率为７３Ｗ时蒸发段的传热系数达到最大值ꎬ普通管的ｈｅ随加热功率增大而持续增大.这时因为在加热功率逐渐增大的情况下ꎬ热管内产生的汽泡逐渐增多ꎬ在汽泡的成长和脱离过程中ꎬ会对壁面附近的工质产生扰动作用ꎬ促进工质运动ꎬ从而增大换热系数.但是在蒸发段带有内螺纹的重力热管中ꎬ随着加热功率继续增大ꎬ在内螺纹凹槽中产生的汽泡不能及时运动到液㊀３５６㊀沈㊀阳㊀化㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２０年面ꎬ管内传热达到极限ꎬ对流传热系数减小ꎬ使传热恶化.２３㊀蒸发段带有内螺纹对传热系数ｈｃ的影响由图８可知重力热管冷凝段的传热系数ｈｃ随着加热功率的增大而增大ꎬ且蒸发段带有内螺纹的重力热管的ｈｃ比普通管的ｈｃ高.这是因为在蒸发段加热功率增大的情况下ꎬ汽泡数量的增多会增加蒸汽运动速度ꎬ下降液膜与上升蒸汽的相对运动速度大幅增加ꎬ从而在气－液临界面处对冷凝液膜产生扰动ꎬ进而削弱液膜厚度并使液膜由连续状态转变为分散的液滴ꎬ冷凝段传热机理向珠状凝结转变ꎬ如图９所示.因此削弱液膜导热热阻[２１]并增强蒸汽与热管壁面之间的对流换热强度可提高换热系数.图８㊀不同加热功率下螺纹管和普通管冷凝段传热系数的对比Ｆｉｇ８㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｂｅｔｗｅｅｎｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｒｅａｄｅｄｔｕｂｅａｎｄｏｒｄｉｎａｒｙｐｉｐｅｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉｎｐｕｔｐｏｗｅｒ图９㊀不同加热功率条件下冷凝段壁面凝结状况Ｆｉｇ９㊀Ｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｗａｌｌｏｆｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｈｅａｔｉｎｇｐｏｗｅｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ３㊀结㊀论为了对带有内螺纹的重力热管的管内工质运行机理进行更好地分析ꎬ本文研究了蒸发段带有内螺纹的和内壁面光滑的重力热管的数值模拟.在本文研究范围内得出如下结论:(１)在其他条件相同时ꎬ同一时刻下蒸发段带有内螺纹的重力热管生成气泡更快且数量更多ꎬ从而缩短了达到沸腾时所需的时间ꎬ提高了传热效率.(２)蒸发段带有内螺纹的重力热管的ｈｅ在加热功率为７３Ｗ时存在一个最大值ꎬ之后由于内螺纹中生成的气泡不能及时排除而引起干涸极限ꎬ从而使传热系数减小.普通管的ｈｅ随加热功率的增大而增大.(３)随着加热功率的增大ꎬ两种结构重力热管的传热系数都随着加热功率的增大而增大ꎬ在小于最大值７３Ｗ的区域内增长速度较为平稳ꎬ大于或等于最大值区域内由于较大功率的影响使管内冷凝液膜由膜状凝结转变为珠状凝结ꎬ因此增长速度较为剧烈.参考文献:[１]㊀ＭＵＹＨꎬＬＩＧＹꎬＹＵＱＨ.ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｔｕｄｙｏｆＬｏｎｇ－ＴｅｒｍＣｏｏｌｉｎｇＥｆｆｅｃｔｓｏｆＴｈｅｒｍｏｓｙｐｈｏｎｓＡｒｏｕｎｄＴｏｗｅｒＦｏｏｔｉｎｇｓｉｎＰｅｒｍａｆｒｏｓｔＲｅｇｉｏｎｓＡ￣ｌｏｎｇＴｈｅＱｉｎｇｈａｉ－ＴｉｂｅｔＰｏｗｅｒＴｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎＬｉｎｅ[Ｊ].ＣｏｌｄＲｅｇｉｏｎｓＳｃｉｅｎｃｅ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１６ꎬ１２１:２３７－２４９.[２]㊀ＡＵＮＧＮＺꎬＬＩＳＪ.ＮｕｍｅｒｉｃａｌＩｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｎＥｆｆｅｃｔｏｆＲｉｓｅｒＤｉａｍｅｔｅｒａｎｄＩｎｃｌｉｎａｔｉｏｎｏｎＳｙｓｔｅｍＰａｒａｍｅｔｅｒｓｉｎａＴｗｏ－ＰｈａｓｅＣｌｏｓｅｄＬｏｏｐＴｈｅｒｍｏ￣ｓｙｐｈｏｎＳｏｌａｒＷａｔｅｒＨｅａｔｅｒ[Ｊ].ＥｎｅｒｇｙＣｏｎｖｅｒｓｉｏｎ＆Ｍａｎａｇｅｍｅｎｔꎬ２０１３ꎬ７５(５):２５－３５. [３]㊀ＴＯＮＩＮＥＬＬＩＰꎬＭＡＲＩＡＮＩＡꎬＣＯＬＤＤ.Ｅｘｐｅｒｉ￣ｍｅｎｔｓａｎｄＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｓｏｎａＴｈｅｒｍｏｓｙｐｈｏｎＳｏｌａｒＣｏｌｌｅｃｔｏｒｗｉｔｈＩｎｔｅｇｒａｔｅｄＳｔｏｒａｇｅ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＰｈｙｓｉｃｓ:ＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＳｅｒｉｅｓꎬ２０１５ꎬ６５５(１):１－１１. [４]㊀ＥＩＤＡＮＡＡꎬＮＡＪＩＭＳＥꎬＪＡＬＩＬＪＭ.ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄＮｕｍｅｒｉｃａｌＩｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆＴｈｅｒｍｏｓｙｐｈｏｎＰｅｒ￣ｆｏｒｍａｎｃｅｉｎＨＶＡＣＳｙｓｔｅｍＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＨｅａｔａｎｄＭａｓｓＴｒａｎｓｆｅｒꎬ２０１６ꎬ５２:２８７９－２８９３. [５]㊀ＫＡＮＮＡＮＭꎬＮＡＴＡＲＡＪＡＮＥ.ＴｈｅｒｍａｌＰｅｒｆｏｒｍ￣㊀第４期战洪仁ꎬ等:带有内螺纹的重力热管仿真模拟研究３５７㊀ａｎｃｅｏｆａＴｗｏ－ＰｈａｓｅＣｌｏｓｅｄＴｈｅｒｍｏｓｙｐｈｏｎｆｏｒＷａｓｔｅＨｅａｔＲｅｃｏｖｅｒｙＳｙｓｔｅｍ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｐ￣ｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅｓꎬ２０１０ꎬ１０(５):４１３－４１８.[６]㊀ＢＡＲＺＩＹＭꎬＡＳＳＡＤＩＭ.ＥｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆａＴｈｅｒｍｏ￣ｓｙｐｈｏｎＨｅａｔＰｉｐｅＯｐｅｒａｔｉｏｎａｎｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｉｎａＷａｓｔｅＨｅａｔＲｅｃｏｖｅｒｙＳｙｓｔｅｍ[Ｊ].ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＨｅａｔＴｒａｎｓｆｅｒꎬ２０１５ꎬ２８(５):４９３－５１０.[７]㊀庄骏ꎬ张红.热管技术及其工程应用[Ｍ].北京:化学工业出版社ꎬ２０００:８２－８６.[８]㊀林宗虎.强化传热及其工程应用[Ｍ].北京:机械工业出版社ꎬ１９８７:１２－１８.[９]㊀ＷＡＮＧＸＹꎬＸＩＮＧＭꎬＴＩＡＮＦＺꎬｅｔａｌ.ＥｆｆｅｃｔｏｆＩｎｔｅｒｎａｌＨｅｌｉｃａｌＭｉｃｒｏｆｉｎｏｎｏｎＣｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎＰｅｒ￣ｆｏｒｍａｎｃｅｏｆＴｗｏ－ＰｈａｓｅＣｌｏｓｅｄＴｈｅｒｍｏｓｙｐｈｏｎ[Ｊ].ＡｄｖａｎｃｅｄＭａｔｅｒｉａｌｓＲｅｓｅａｒｃｈꎬ２０１２ꎬ５１６－５１７:９－１４.[１０]方书起ꎬ赵凌ꎬ史启辉ꎬ等.螺旋槽重力热管强化传热实验研究[Ｊ].化学工程ꎬ２００８ꎬ３６(６):１９－２１.[１１]邓斌ꎬ王凯ꎬ陶文铨.新齿型内螺纹传热管蒸发性能研究[Ｊ].制冷学报ꎬ２００７ꎬ２８(４):５４－５８.[１２]杜斌ꎬ董华ꎬ张敬奎ꎬ等.重力热管单线内螺纹分布强化换热实验研究[Ｊ].热能动力工程ꎬ２０１７ꎬ３２(６):１２－１６.[１３]杜斌.单线内螺纹重力热管强化换热实验研究[Ｄ].青岛:青岛理工大学ꎬ２０１６:３１－３７.[１４]辛公明ꎬ张鲁生ꎬ王鑫煜ꎬ等.自湿润流体内螺纹重力热管传热特性[Ｊ].工程热物理学报ꎬ２０１３ꎬ３４(１２):２３６３－２３６５.[１５]辛公明ꎬ王鑫煜ꎬ张鲁生ꎬ等.内螺纹重力热管变功率运行特性[Ｊ].工程热物理学报ꎬ２０１３ꎬ３４(１１):２１１６－２１１９.[１６]田富中ꎬ辛公明ꎬ亓海青ꎬ等.交叉齿内螺纹重力热管强化传热特性[Ｊ].工程热物理学报ꎬ２０１４ꎬ３５(５):９２７－９３０.[１７]ＳＣＨＥＰＰＥＲＳＣＫＤꎬＨＥＹＨＤＥＲＩＣＫＸＧＪꎬＭＡ￣ＲＩＮＧＢ.ＭｏｄｅｌｉｎｇｔｈｅＥｖａｐｏｒａｔｉｏｎｏｆａＨｙｄｒｏｃａｒ￣ｂｏｎＦｅｅｄｓｔｏｃｋｉｎｔｈｅＣｏｎｖｅｃｔｉｏｎＳｅｃｔｉｏｎｏｆａＳｔｅａｍＣｒａｃｋｅｒ[Ｊ].ＣｏｍｐｕｔｅｒｓａｎｄＣｈｅｍｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２００９ꎬ３３(１):１２２－１３２.[１８]战洪仁ꎬ李春晓ꎬ王立鹏ꎬ等.两相闭式重力热管强化传热研究进展[Ｊ].热力发电ꎬ２０１６ꎬ４５(９):７－１４.[１９]闫明宇ꎬ孙铁ꎬ杨雪峰ꎬ等.两相闭式热虹吸管最佳传热工况的数值分析[Ｊ].石油化工高等学校学报ꎬ２０１５ꎬ２８(５):９１－９４.[２０]战洪仁ꎬ吴众ꎬ金志浩ꎬ等.两相闭式热虹吸管传热机理模拟研究[Ｊ].热力发电ꎬ２０１８ꎬ４７(１):４６－５２.[２１]惠尧.两相闭式热虹吸管传热性能的实验研究与数值模拟[Ｄ].沈阳:沈阳化工大学ꎬ２０１８:４０－４７.ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆＧｒａｖｉｔｙＨｅａｔＰｉｐｅｗｉｔｈＩｎｔｅｒｎａｌＴｈｒｅａｄｓＺＨＡＮＨｏｎｇ－ｒｅｎꎬ㊀ＺＨＡＮＧＱｉａｎ－ｑｉａｎꎬ㊀ＳＨＩＳｈｅｎｇꎬ㊀ＷＡＮＧＬｉ－ｐｅｎｇꎬ㊀ＨＵＩＹａｏ(ＳｈｅｎｙａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＣｈｅｍｉｃａｌＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＳｈｅｎｙａｎｇ１１０１４２ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:㊀Ｔｈｒｏｕｇｈｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬｔｈｅｆｅａｓｉｂｉｌｉｔｙｏｆｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅｗｉｔｈｏｒｗｉｔｈｏｕｔｉｎｔｅｒｎａｌｔｈｒｅａｄｉｎｅｖａｐｏｒａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎｗａｓａｎａｌｙｚｅｄｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｈｅａｔｉｎｇｐｏｗｅｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ.Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｈｅａｔｉｎｇｐｏｗｅｒａｎｄｉｎｔｅｒｎａｌｔｈｒｅａｄｏｎｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅｗｅｒｅａｎａ￣ｌｙｚｅｄｂｙｂｏｉｌｉｎｇｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｍｅｃｈａｎｉｓｍａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｕｎｄｅｒｔｈｅｓａｍｅｏｔｈ￣ｅｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓꎬｍｏｒｅｂｕｂｂｌｅｓａｒｅｇｅｎｅｒａｔｅｄｉｎｔｈｅｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅｗｉｔｈｉｎｔｅｒｎａｌｔｈｒｅａｄｓｉｎｔｈｅｅｖａｐｏｒａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎａｔｔｈｅｓａｍｅｔｉｍｅꎬｗｈｉｃｈｓｈｏｒｔｅｎｓｔｈｅｔｉｍｅｎｅｅｄｅｄｔｏｒｅａｃｈｂｏｉｌｉｎｇａｎｄｉｍｐｒｏｖｅｓｔｈｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ.Ｇｅｎｅｒａｌｌｙｓｐｅａｋｉｎｇꎬｔｈｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｔｈｅｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅｗｉｔｈｉｎｔｅｒｎａｌｔｈｒｅａｄｓｉｎｔｈｅｅｖａｐｏｒａｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎｉｓｈｉｇｈｅｒｔｈａｎｔｈａｔｏｆｔｈｅｏｒｄｉｎａｒｙｔｕｂｅꎬａｎｄｔｈｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｉｎｔｈｅｔｕｂｅｉｓｅｎ￣ｈａｎｃｅｄ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:㊀ｇｒａｖｉｔｙｈｅａｔｐｉｐｅꎻ㊀ｉｎｔｅｒｎａｌｔｈｒｅａｄꎻ㊀ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎻ㊀ｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔꎻ㊀ｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｅｎｈａｎｃｅｍｅｎｔ。

重力热管两相传热行为可视化实验研究

重力热管两相传热行为可视化实验研究夏波姚慧聪杨重阳朱跃钊南京工业大学机械与动力工程学院摘要：本文构建了玻璃-金属封接结构的重力热管，搭建了其可视化实验平台，考察了热流密度、加热高度、冷却水温度、充液量对热管传热行为的影响，获得了热管流型与传热特性的关联。

结果表明：冷却水温度越高、热流密度越高时，热阻越小。

充液高度越高，热阻越小，充液140mm 时热阻最小。

可视化实验揭示充液50mm ，90mm 和140mm 的重力热管在不同热流密度下相变行为，并解释不同流型时的温度变化趋势。

关键词：重力热管传热性能可视化Visual Experimental Study on Two-phase HeatTransfer Behavior of Gravity Heat PipeXIA Bo,YAO Hui-cong,YANG Chong-yang,ZHU Yue-zhao School of Mechanical and Power Engineering,Nanjing Tech UniversityAbstract:In this paper,a gravity heat pipe with glass-metal sealing structure is constructed,and its visual experimental platform is built.The effects of heat flux,heating height,heat flux,cooling water temperature,liquid filling on heat transfer behavior of the heat pipe are investigated,and the correlation between flow pattern and heat transfer characteristics of the heat pipe is obtained.The results show that thermal resistance reduces with increasing temperature of cooling water and input heat flux.The higher the liquid filling height is,the smaller the thermal resistance is.The visualization experiment reveals the phase change behavior of gravity heat pipes with liquid filling of 50mm,90mm and 140mm at different heat fluxes,and explains the temperature change trend of different flow patterns.Keywords:gravity heat pipe,heat transfer characteristics,visualization收稿日期：2019-4-2作者简介：夏波（1994~），男，硕士研究生；江苏省南京市浦口区南京工业大学江浦校区（211816）；************；E-mail:****************0引言重力热管是一种高效的两相传热设备，具有超高的导热性、优良的等温性及结构紧凑的特点，在太阳能热利用、余热回收等领域得到了广泛应用[1-3]。

重力热管换热特性数值模拟

重力热管换热特性数值模拟战洪仁;张海松;韩冬雪;李春晓;吴众【摘要】基于计算流体力学软件（ CFD）建立重力热管（ TPCT）数值模型，将数值结果与实验进行对比，进而探讨加热功率和充液率对重力热管传热性能的影响。

将已发展的传热传质关系式转化为相应控制方程源项，通过自定义函数（ UDF）实现重力热管内部相变过程中的传热传质过程，试图建立一个包含两相流与相变过程的重力热管CFD模型。

结果表明：通过CFD数值方法可较好地模拟重力热管内部复杂的流动与传热过程；在加热功率为12~60 W内，重力热管的等效对流换热系数随加热功率增大而增大；在充液率为30％~60％范围内，重力热管的等效对流传热系数均随充液率增加而减小，当充液率为30％时，重力热管换热性能较好。

%A computational fluid dynamics( CFD)model for simulation of thetwo-phase closed thermo-syphon( TPCT)were studied,and its synthetic heat transfer characteristics was discussed based on theex-periment. Through user-defined functions( UDF)to realize internal heat and mass transfer process in the process of phase change in TPCT. Through numerical simu-lation,flow and heat field′scharacteristic of in-lets and different configurations were gained,and the arithmetic of aerodynamics was founded. Moreover, the following contents are included:under provided heat power 12~60 W and filling ratio 30 % ~60 %, heat transfer coefficient of thermosyphon increases with the heating input power increasing,while decrea-ses with the filling rate increasing and the filling ratio with 30 % is better.【期刊名称】《沈阳化工大学学报》【年(卷),期】2016(030)003【总页数】5页(P254-258)【关键词】重力热管;VOF模型;传热特性;数值模拟【作者】战洪仁;张海松;韩冬雪;李春晓;吴众【作者单位】沈阳化工大学能源与动力工程学院，辽宁沈阳110142;沈阳化工大学能源与动力工程学院，辽宁沈阳110142;沈阳化工大学能源与动力工程学院，辽宁沈阳110142;沈阳化工大学能源与动力工程学院，辽宁沈阳110142;沈阳化工大学能源与动力工程学院，辽宁沈阳110142【正文语种】中文【中图分类】TK172.4热管作为一种高效能的传热元件，广泛应用在制冷、化工、新能源开发和余热回收中.但是，与传统传热元件相比，大部分研究还局限在解决工程实际问题上，对于热管的基础研究还不够重视，这使得热管技术的推广受到了影响.目前，对热管的设计计算和结构优化依然采用传统的集总参数法.传统的集总参数法具有计算简单、计算量小等优点，却不能进一步揭示热管内部复杂的流动与传热机理.现代计算机技术和数值计算技术的发展为重力热管的内部流动与传热过程研究以及深入其内部机理探讨开辟了新思路.以CFD为基础建立重力热管两相流数学模型并进行数值模拟，可以对其内部传质传热过程进行计算和分析，相比于集总参数法能够大大减小工作量，其结果更准确[1].但目前完全基于CFD的方法对热管进行研究的报道较少，已有的实验研究也是做了大量的假设，与热管的真实情况有很大差别.而以CFD为基础的研究方法在保证热管内部真实情况的前提下，能深入其内部机理为实验结果、理论分析以及数值方法三者结合提供了可能.本文在已有的两相流模型基础上，将已有的传热传质关系式转化为相应控制方程源项，通过自定义函数(UDF)实现重力热管内部相变过程中的传热传质过程，建立一个包含两相流和变相过程的重力热管CFD模型，将数值结果与实验进行对比，进而探讨充液率和加热功率对其传热性能的影响.1.1 两相流基本方程两相流与单相流不同之处在于存在相间界面，界面上介质参数突变导致界面间参数或特性存在传递，尤其是对汽液两相流，相间分散和变形使界面本身变得不稳定，由此产生各种不同流型，反过来这些变化又影响特性函数及基本方程的变化，这使两相流方程变得极为复杂[2].在两相模型中为了考虑界面传递特性及两相间的作用，可以将两相流基本方程表达成如下形式.质量守恒方程：动量守恒方程：能量守恒方程：式中：ρm为混合密度，kg/m3；um为混合速度，m/s；A为界面面积，m2；t为时间，s；p为压力，Pa；τm为剪切力，N/m2；Em为混合流场内部能量，J；Fm为体积力，N；Mh和Me分别为质量源项和能量源项.1.2 两相流参数的确定两相流参数的选择决定研究方向的正确性和结果的精确性，为了方便与实验数据拟合，常对真实参数进行权重因子的加权处理.混合物性参数决定于不同相的体积分数[3]，混合相的密度、黏度分别由下式确定：考虑到热容的单位为J/(kg·K)，不能简单地用体积加权平均值表示，故由下式确定：对于总能量和温度的关系，可由下式确定：ρ为密度，kg/m3；μ为动力黏度，Pa/s；cp为定压比热容，J/(kg·K)；下角标k 表示第k相；φk表示第k相的体积分数；E为总能量，W.1.3 相变模型热管内通常是流体工质与空气的混合物，在与工质流体(液膜或者液滴)的接触面上，存在着热质交换.要想通过CFD软件实现TPCT内部的相变过程，需要自定义函数来实现，将已发展的传热传质关系式转化为相应的控制方程源项，通过UDF程序定义不同相之间的质量传递和能量传输方程.由质量守恒定律可知，所有相质量和是不变的，将汽液两相之间的质量转移作为质量源项定义到体积比函数中.另外，考虑到吸收与释放热量过程中的潜热，还要定义能量源项.根据De Schepper等[4]的研究结果，可将质量源项和能量源项写成表1所示形式.表1中t为温度，℃;ΔH为蒸发焓差，J/kg;Sk和Sh分别为质量源项和能量源项；ρ为密度，kg/m3；φ为体积分数；下标l、v、s分别代表液相、汽相、饱和.2.1 CFD软件选择选择求解流体流动和传热的通用软件Fluent，该软件提供了3种多相流模型，分别为流体体积模型、混合模型和欧拉模型.考虑重力热管具有分层自由面流动和泡状流的综合特征，宜采用VOF模型进行计算，汽液交界面捕捉通过目前最精准的VOF-PLIC法[5]获得.在VOF模型[6]中，对第q相流体的体积分数记为φq，则φq=1时控制容积充满第g相流体；当0<φq<1时该控制容积不仅仅包含g相流体，控制容积中所有相体积分数之和为1；当φq=0时控制容积不含第g相流体.2.2 CSF模型为提高相间界面精度，引入连续表面张力模型.该模型由Brackbill等[7]提出，基本思想是依据散度定理，将表面张力在汽液界面上的面积分转变为体积分，并将这个体积力作为源项添加到动量方程中，在一个控制体内，可将表面张力源项简化两相叠加，形式如下：式中为容积平均密度，kg/m3；σ为表面张力，N/m；k为曲率半径；i,j为计算因子.2.3 自定义函数及其实现若要使用CDF没有的模型，需要自定义函数来实现，通过UDF程序定义不同相之间的质量传递和能量传递.求解程序结构如图1所示.3.1 模型验证模拟采用Liu等[8]的实验模型，铜-水重力热管，几何参数为外径8 mm、内径6.8 mm，全长350 mm，操作压力为7.4 kPa，冷凝段采用冷却水自然对流，蒸发段为恒热流密度加热.对CFD模拟得到的壁温与实验结果比较，如图2所示.从整体上看，数值模拟得到的结果与实验结果有一定的误差，造成误差的最主要原因是本模型的假设中，认为蒸汽的饱和温度沿轴向不变,且得到的蒸发段壁温为热管的实际壁温，所以模拟得到的壁面等温性好.除此之外，可以得到热管内部的温度云图、速度矢量图,如图3所示.从冷凝段温度云图可以看出蒸汽温度梯度的变化，沿壁面方向由于蒸汽遇冷冷凝成水，放出潜热所以壁面温度降低；从速度矢量图可以看出，蒸汽沿轴向方向向上流动，由于蒸汽在壁面遇冷冷凝，在两边壁面冷凝成水后，在重力的作用下沿壁面向下流动，从矢量图可以清晰地看到蒸汽在壁面两侧速度方向向下.该温度云图、速度矢量图与热管基本理论相符[9]，认为模型正确.3.2 综合传热性能分析采用一种能综合反映热管传热性能的评价方法，即等效对流传热系数[10]是介于蒸发段对流传热系数与冷凝对流传热系数之间的一个加权平均值，综合反映热管蒸发段液体沸腾和冷凝段蒸汽凝结两种传热过程，其计算公式为：heq=式中：heq为等效对流换热系数，W/(m2·K)；λ为导热系数，W/(m2·K)；Q为加热功率，W；Le、Lc分别为蒸发段、冷凝段长度，m；di、d0分别为热管内径、外径，m；twi,e、twi,c分别为蒸发段、冷凝段的壁温，℃；从图4(a)可以看出：在加热功率为12～60 W范围内，heq随着Q的升高不断增大，这说明增加加热功率使TPCT传热性能变好.加热功率对传热性能的影响主要有两方面原因：一方面加热功率增大，生成蒸汽的速率增大，而蒸汽流速增大导致汽液界面摩擦力增大，从而阻碍了冷凝段液膜的向下流动，使冷凝段液膜厚度增大.随着液膜厚度和蒸汽速度的增加在汽液交界面产生界面波动，这增加了传热表面积和加剧了对冷凝段液膜的扰动，从而提高了冷凝段换热能力；另一方面随着加热功率的增大，TPCT壁面温度升高，壁面过热度增大，沸腾汽化核心数增多，整个沸腾换热强度增强.此外，随着汽泡生成频率的增加，汽泡在壁面上成长到一定大小后，在各种力的作用下从加热面脱离进入液体中，加热面上汽泡的生长和脱离使加热面附近的液体产生强烈的扰动，从而使蒸发段对流得到强化.从图4(b)可以看出：在充液率为30 %～60 %范围内，heq随着充液率的升高而减小，这说明增加充液率使TPCT综合传热性能变差.充液率对热管传热性能的影响，从热阻角度分析主要是由于以下原因：充液率低对应的液池高度也低，那么液池内的各处温差较小，从而热阻较小有利于液池内的核态沸腾；相反，当充液率逐渐增大，那么液池液位高度增加，热阻也随之增加.除此之外，液池液位升高，TPCT内部压差变大，液池内部生成的汽泡脱离液面的阻力变大，减弱了汽泡脱离对液池的扰动，抑制了沸腾传热，从而使得蒸发段传热系数逐渐降低.(1) 根据已有的传热传质关系式，通过CFD软件在控制方程中加载控制方程源项，利用VOF模型可以模拟和计算TPCT内部复杂的流动与传热过程.(2) 在加热功率为12～60 W下，重力热管的综合传热性能随加热功率增大而增大.(3) 在充液率为30 %～60 %范围内，重力热管的综合传热性能随充液率的增加而减小，在研究范围内充液率为30%，重力热管综合传热性能更好.【相关文献】[1] XU H J,QU Z G,TAO W Q.Numerical Investigation on Self-coupling Heat Transfer in a Counter-flow Double-pipe Heat Exchanger Filled with Metallic Foams[J].Applied Thermal Engineering,2014,66(1):43-54.[2] ZEMANSKY M W,MENGER K.Heat and Thermodynamics[J].American Journal of Physics,1952,20(4):248.[3] ENRIGHT D,FEDKIW R,FERZIGER J.A Hybrid Particle Level Set Method for Improved Interface Capturing[J].Journal of Computational Physics,2002,183(1):83-116.[4] SCHEPPER S C K D,HEYNDERICKX G J,MARIN G B.CFD Modeling of All Gas-liquid and Vapor-liquid Flow Regimes Predicted by the Baker Chart[J].Chemical Engineering Journal,2008,138(1/2/3):349-357.[5] ENRIGHT D,FEDKIW R,FERZIGER J,et al.A Hybrid Particle Level Set Method for Improved Interface Capturing[J].Journal of Computational Physics,2002,183(1):83-116. [6] HIRT C W,NICHOLS B D.Volume of Fluid(VOF) Method for the Dynamics of free Boundaries[J].Journal of Computational Physics,1981,39(1):201-225.[7] WANG Z,TONG A Y.A Sharp Surface Tension Modeling Method for Two-phase Incompressible Interfacial Flows[J].International Journal for Numerical Methods in Fluids,2010,64(7):709-732.[8] LIU Z H,LI Y Y,BAO R.Thermal Performance of Inclined Grooved Heat Pipes Using Nano Fuids[J].International Journal of Thermal Sciences,2010,49(9):1680-1687.[9] 庄骏，张红.热管技术及其工程应用[M].北京：化学工业出版社，2000:35-40.[10]闫小克.热管传热性能的研究[D].北京：北京科技大学，2000:53-54.。

井筒重力热管传热理论与实验研究的开题报告

井筒重力热管传热理论与实验研究的开题报告题目：井筒重力热管传热理论与实验研究研究背景及意义：重力热管具有传热效率高、传热距离远、易于制造和使用等优点，在航天、工艺、民用等多个领域得到了广泛的应用。

井筒重力热管具有结构简单、运行稳定等特点，自上世纪八十年代起被广泛研究，并在许多领域得到应用。

在井筒重力热管的研究中，对其传热特性的了解是关键，对其传热理论和实验研究需要深入探索，以进一步提高其应用范围和传热效率。

研究内容：1. 井筒重力热管传热机理研究通过研究井筒重力热管工作原理和传热机理，明确井筒重力热管传热的基本规律和控制参数，为后续的实验研究提供理论基础。

2. 井筒重力热管传热模型建立根据井筒重力热管传热的特点，建立相应的传热模型，为后续实验研究提供参考。

3. 井筒重力热管传热实验研究设计井筒重力热管传热实验装置，对井筒重力热管传热特性进行实验研究，并对实验结果进行分析和总结，为井筒重力热管的应用提供更准确的传热参数。

预期成果：1. 建立井筒重力热管传热模型，形成可行的传热理论体系。

2. 可开展井筒重力热管传热机制和传热参数的进一步研究。

3. 对井筒重力热管的应用开拓更广泛的领域，优化井筒重力热管传热效率。

拟采用的研究方法：1. 文献资料调研、归纳与分析。

2. 建立井筒重力热管传热模型，数值模拟分析。

3. 自行设计井筒重力热管传热实验装置，开展实验研究并对结果进行分析。

4. 对实验结果进行分析和总结，形成完整的实验报告和论文。

研究计划及进度：1. 第一年调研与归纳井筒重力热管传热的理论研究，建立井筒重力热管传热模型，初步确定实验方案。

2. 第二年设计构建井筒重力热管传热实验装置，开展井筒重力热管传热实验研究。

3. 第三年对井筒重力热管传热实验结果进行分析，形成完整的实验报告和论文，开展相关论文的投稿和学术交流。

参考文献：1. 谢晓鹏，谭剑Song. 定压循环特性的井筒重力热管传热[J]. 实验热学，2019，37（6）：1006-1010。