基于VOF模型對兩相閉式熱虹吸管傳熱性能及機(jī)理的模擬研究

戰(zhàn)洪仁， 惠 堯， 吳 眾， 王立鵬， 史 勝， 張倩倩

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

兩相閉式熱虹吸管作為一種無源傳熱元件，由于其結(jié)構(gòu)簡單、運(yùn)行可靠、傳熱效率高等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于制冷及低溫工程、石油化工、換熱與節(jié)能、溫度控制等[1-7]眾多領(lǐng)域.兩相閉式熱虹吸管由殼體和工質(zhì)組成，通常沿軸向可分為蒸發(fā)段、絕熱段、冷凝段3部分.液態(tài)工質(zhì)通過蒸發(fā)段管壁從外界吸收潛熱，溫度達(dá)到飽和溫度后，工質(zhì)開始沸騰并由液態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)闅鈶B(tài).由于氣態(tài)工質(zhì)比體積遠(yuǎn)大于液態(tài)工質(zhì)，使兩相閉式熱虹吸管內(nèi)部產(chǎn)生軸向壓力差.在此壓力差的作用下，蒸氣向上運(yùn)動到冷凝段，通過壁面向外界釋放潛熱，溫度低于飽和溫度后凝結(jié)為液態(tài)工質(zhì)并在重力的作用下回流到蒸發(fā)段，在兩相閉式熱虹吸管上方重新形成相對低壓后，氣態(tài)工質(zhì)在軸向壓力差作用下繼續(xù)向冷凝段運(yùn)動，熱虹吸現(xiàn)象不斷循環(huán)，兩相閉式熱虹吸管持續(xù)運(yùn)行[8-9].兩相閉式熱虹吸管的運(yùn)行是一個涉及氣液相間質(zhì)量傳遞、能量傳遞和氣液兩相流動的復(fù)雜過程.目前，國內(nèi)外學(xué)者大多采用實(shí)驗(yàn)的手段針對兩相閉式熱虹吸管強(qiáng)化傳熱展開了一定的研究.Gedik E等[10]在不同加熱功率、傾角、冷卻水流量條件下實(shí)驗(yàn)研究了分別以純水、乙醇和乙二醇為工質(zhì)的閉式熱虹吸管的傳熱性能，作者分析了3種不同工質(zhì)兩相閉式熱虹吸管在不同操作條件下的傳熱性能變化規(guī)律，并指出3種兩相閉式熱虹吸管達(dá)到最佳性能所對應(yīng)的操作條件.Wang X Y等[11]在變加熱功率(80～320 W)條件下對帶有內(nèi)螺紋的兩相閉式熱虹吸管(TPCTIHM)熱性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)分析，并與傳統(tǒng)兩相閉式熱虹吸管(TPCT)進(jìn)行對比，結(jié)果表明：冷凝段傳熱系數(shù)隨加熱功率增大而增大；內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)不僅能提高冷凝段傳熱系數(shù)，而且能提高冷凝段的響應(yīng)特性.S?zen A等[12]在不同加熱功率、不同冷卻水流量條件下實(shí)驗(yàn)研究了以雜醇為工質(zhì)的銅質(zhì)兩相閉式熱虹吸管的熱性能，雜醇充注量為熱管容積的33.3 %，并與相同參數(shù)的銅-去離子水熱管進(jìn)行對比，結(jié)果表明：雜醇作為工質(zhì)可使熱管壁溫更加統(tǒng)一，且蒸發(fā)段和冷凝段之間溫差小于銅-去離子水熱管蒸發(fā)段冷凝段溫差；銅-雜醇熱管蒸發(fā)段溫度比銅-去離子水熱管蒸發(fā)段溫度低12 ℃；銅-雜醇熱管整體熱阻較銅-去離子水熱管整體熱阻低35.96 %，且平均熱性能高出銅-去離子水熱管17.64 %.Khazaee I等人[13]在不同加熱功率、傾角和冷卻介質(zhì)流量條件下，實(shí)驗(yàn)分析了分別以FC-72、R-113、DF-72和純水為工質(zhì)的不同充液率、長徑比的不銹鋼質(zhì)兩相閉式熱虹吸管的熱性能.他們發(fā)現(xiàn)，蒸發(fā)段傳熱系數(shù)隨充液率減小而增大，隨長徑比增大而增大；最大蒸發(fā)段傳熱系數(shù)發(fā)生在傾角為40°～60°范圍內(nèi)；冷凝段傳熱系數(shù)隨長徑比增大而增大，且最大冷凝段傳熱系數(shù)發(fā)生在傾角為35°～55°、充液率在50 %～70 %.

由于實(shí)驗(yàn)存在成本高、可視化困難等限制因素，使實(shí)驗(yàn)研究難以進(jìn)一步針對兩相閉式熱虹吸管強(qiáng)化傳熱機(jī)理進(jìn)行深入研究.隨著模擬仿真技術(shù)的發(fā)展，建立數(shù)學(xué)模型求解兩相閉式熱虹吸管內(nèi)部的傳熱傳質(zhì)和流動過程成為一種有效的方法[14].相比于實(shí)驗(yàn)研究，數(shù)值模擬的方法有更低的研究成本，并可解決可視化問題，其可行性已經(jīng)得到證明[15].本文通過CFD對兩相閉式熱虹吸管進(jìn)行模擬計算，利用可視化功能分析兩相閉式熱虹吸管內(nèi)部沸騰特性，并分析了工質(zhì)種類和傾角對兩相閉式熱虹吸管傳熱性能的影響.

1 數(shù)值模型

1.1 VOF模型及控制方程

兩相閉式熱虹吸管運(yùn)行過程中涉及氣液兩相流動，屬于多相流動問題.目前研究多相流動的主要方法為歐拉-拉格朗日法和歐拉-歐拉法，其中尤以歐拉-歐拉法更為常用.目前得到廣泛應(yīng)用的Eulerian模型(歐拉模型)、Mixture模型(混合模型)、VOF模型(流體體積模型)均屬于歐拉-歐拉類型.VOF模型中，所有相均被視為相互連通的連續(xù)介質(zhì)，每一單元格均被單相或兩相介質(zhì)所充滿，即單元格內(nèi)各相體積分?jǐn)?shù)總和為1.若已知各相體積分?jǐn)?shù)，則根據(jù)體積加權(quán)平均來計算各相所有變量和屬性的值.設(shè)控制單元內(nèi)第i相體積分?jǐn)?shù)為φi，則有如下3種情況，見表1.

表1 控制單元內(nèi)第i相體積分布Table 1 Volume distribution of the i-phase in the control unit

模型建立在二維笛卡爾坐標(biāo)系上，控制方程為流體流動的質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程，將相變過程所產(chǎn)生的質(zhì)量、能量轉(zhuǎn)移以源項的形式添加到各守恒方程中，VOF模型中連續(xù)性方程形式如下：

(1)

氣相體積分?jǐn)?shù)可由下式求解：

φl+φv=1

(2)

式中，φv為氣相體積分?jǐn)?shù).

VOF模型中動量方程如下：

(3)

VOF模型中能量方程如下：

(4)

式中，E為內(nèi)能，J/kg；k為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m ·K)；SE為能量源項，J/(m3·s).

1.2 相變模型

使用Fluent軟件包對兩相閉式熱虹吸管運(yùn)行過程進(jìn)行數(shù)值模擬.由于兩相閉式熱虹吸管運(yùn)行過程中涉及氣液兩相間的質(zhì)量相互轉(zhuǎn)化和能量轉(zhuǎn)移，是一個復(fù)雜的傳熱傳質(zhì)過程.所以，通過應(yīng)用Fluent提供的用戶自定義函數(shù)(UDF)來求解兩相閉式熱虹吸管內(nèi)部的傳熱傳質(zhì)過程.根據(jù)SANDRA C K、SCHEPPER D等[16]提供的傳熱傳質(zhì)機(jī)理，運(yùn)用C語言編寫UDF程序，在Fluent軟件中設(shè)置質(zhì)量和能量源項，如表2所示.所編寫UDF的正確性及有效性已在本課題組之前的工作[14]中得到驗(yàn)證.

表2 質(zhì)量和能量轉(zhuǎn)移源項Table 2 The source terms of mass and heat transfer

1.3 主要假設(shè)

研究中進(jìn)行如下假設(shè)：

(1) 工質(zhì)比熱、導(dǎo)熱系數(shù)、黏度等為常物性；

(2) 氣相為理想氣體；

(3) 液相為常密度流體；

(4) 氣液兩相均為均相介質(zhì)；

1.4 幾何模型

依據(jù)Fadhl等[8]描述的實(shí)驗(yàn)機(jī)構(gòu)建立兩相閉式熱虹吸管數(shù)值模擬的物理模型.兩相閉式熱虹吸管殼體由外徑22 mm、壁厚為0.9 mm的圓形截面紫銅管制成，總長500 mm，蒸發(fā)段長200 mm，絕熱段長100 mm，冷凝段長200 mm，工質(zhì)分別為純水和乙醇.根據(jù)兩相閉式熱虹吸管實(shí)際結(jié)構(gòu)參數(shù)建立二維幾何模型并劃分網(wǎng)格，如圖1所示.由于靠近壁面區(qū)域是工質(zhì)產(chǎn)生相變并傳熱傳質(zhì)的重要區(qū)域，因此，在靠近壁面進(jìn)行加密處理.模型中流體區(qū)域共劃分網(wǎng)格數(shù)為57 720，固體壁厚區(qū)域共劃分網(wǎng)格數(shù)為11 348.根據(jù)實(shí)驗(yàn)中測溫點(diǎn)位置在外壁面設(shè)置溫度監(jiān)測點(diǎn)，其中蒸發(fā)段兩處溫度監(jiān)測點(diǎn)分別距殼體底端40 mm和160 mm，所監(jiān)測溫度值分別記作Te1、Te2；絕熱段一處溫度監(jiān)測點(diǎn)距殼體底端250 mm，所監(jiān)測溫度值記作Ta；冷凝段5處溫度監(jiān)測點(diǎn)分別距殼體底端320 mm、360 mm、400 mm、440 mm和480 mm，所監(jiān)測溫度值分別記作Tc1、Tc2、Tc3、Tc4和Tc5.

圖1 幾何模型Fig.1 Geometrical model

2 數(shù)值計算

2.1 模型驗(yàn)證

使用Fluent軟件對Fadhl等[8]的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，其中工質(zhì)水和水蒸氣的飽和溫度及物性基準(zhǔn)溫度設(shè)置為373.15 K，蒸發(fā)段采用恒熱流密度加熱方式，熱流密度為27 211.15 W/m2，對應(yīng)實(shí)驗(yàn)中加熱功率376.14 W.將所得計算數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相對比，結(jié)果如圖2所示.其中Te1、Te2、Ta、Tc1、Tc2、Tc3、Tc4、Tc5的數(shù)值模擬溫度監(jiān)測值與實(shí)驗(yàn)中對應(yīng)點(diǎn)溫度測量值之間相對誤差分別為0.59 %、2.92 %、3.01 %、1.36 %、0.49 %、2.48 %、2.10 %、2.15 %.

圖2 兩相閉式熱虹吸管壁面溫度 模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果Fig.2 Experimental and simulated results for wall temperature of two-phase closed thermosyphon

由圖2可以看出：兩相閉式熱虹吸管壁面溫度分布的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本類似，各監(jiān)測點(diǎn)誤差均在可接受范圍內(nèi).從圖2中可以發(fā)現(xiàn)：兩相閉式熱虹吸管壁面溫度實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果中，Te2顯著低于Te1，且沿兩相閉式熱虹吸管軸線方向從Te1到Tc2溫度顯著單調(diào)下降；而數(shù)值模擬結(jié)果中，Te1與Te2近似相等，蒸發(fā)段呈現(xiàn)出良好的等溫性，且Te2、Ta的實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果均低于數(shù)值模擬結(jié)果.實(shí)驗(yàn)中采用電加熱絲作為外部熱源，無法形成均一熱流密度輸入的加熱系統(tǒng)，而數(shù)值模擬研究中設(shè)定為理想的恒熱流密度邊界條件，同時，雖然實(shí)驗(yàn)中兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段和絕熱段外壁均采用保溫材料進(jìn)行絕熱處理，但仍有少量熱量散失在環(huán)境中，而數(shù)值模擬研究中恒熱流密度加熱以及絕熱邊界條件均不存在熱量散失，以上因素共同作用導(dǎo)致了上文所述差異.另外從圖2中冷凝段溫度曲線可以發(fā)現(xiàn)：實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果中，冷凝段末端溫度有回升趨勢，Tc3、Tc4、Tc5三處溫度顯著高于Tc1、Tc2和數(shù)值模擬對應(yīng)點(diǎn)溫度監(jiān)測值，而冷凝段溫度分布數(shù)值模擬結(jié)果呈現(xiàn)出良好的等溫性.這是由于實(shí)驗(yàn)研究中采用水套對兩相閉式熱虹吸管冷凝段進(jìn)行冷卻，冷卻水從底端入口流入并從上端出口流出，冷卻水流動過程中，持續(xù)被加熱，水溫不斷上升，導(dǎo)致冷凝段上端與下端冷卻條件發(fā)生改變，從而導(dǎo)致溫度回升現(xiàn)象發(fā)生；而數(shù)值模擬中冷凝段所有方位均設(shè)定為相同的冷卻條件，故與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比顯示出更好的等溫性.

2.2 性能評價指標(biāo)

為比較不同參數(shù)兩相閉式熱虹吸管或不同運(yùn)行條件下兩相閉式熱虹吸管傳熱性能的優(yōu)劣，引入總熱阻和蒸發(fā)段熱阻作為傳熱性能評價指標(biāo)，計算式如下：

(5)

(6)

3 結(jié)果與討論

工質(zhì)種類、加熱功率、傾角(兩相閉式熱虹吸管軸線與水平面之間夾角)等參數(shù)對兩相閉式熱虹吸管的傳熱性能有重要影響.在已驗(yàn)證模型的基礎(chǔ)上，通過將蒸發(fā)段熱流密度分別設(shè)定為15 kW/m2、20 kW/m2、25 kW/m2、30 kW/m2、35 kW/m2、40 kW/m2、45 kW/m2，對應(yīng)加熱功率分別為207.35 W、276.46 W、345.58 W、414.69 W、483.81 W、552.92 W、622.04 W，研究加熱功率對銅-純水兩相閉式熱虹吸管傳熱性能的影響.在以上7種加熱功率條件下，研究乙醇作為工質(zhì)兩相閉式熱虹吸管的傳熱性能，并與銅-純水兩相閉式熱虹吸管對比，分析工質(zhì)種類對兩相閉式熱虹吸管傳熱性能及沸騰特性的影響.通過設(shè)置銅-純水、銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管的傾角分別為30°、45°、60°、75°、90°，結(jié)合沸騰傳熱機(jī)理研究傾角對銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管傳熱性能的影響.在各組兩相閉式熱虹吸管均達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，即各個監(jiān)測點(diǎn)溫度值穩(wěn)定不變或以某一固定溫度值為基準(zhǔn)上下等幅波動，分析以上變化因素對兩相閉式熱虹吸管傳熱性能的影響.

3.1 加熱功率

在7組不同加熱功率對銅-水兩相閉式熱虹吸管傳熱性能影響研究中，加熱功率對兩相閉式熱虹吸管總熱阻和蒸發(fā)段熱阻影響如圖3、圖4所示.從圖3中可以發(fā)現(xiàn)：在最低加熱功率207.35 W的條件下，相應(yīng)兩相閉式熱虹吸管最大總熱阻值0.144 K/W，當(dāng)加熱功率在207.35～483.41 W范圍內(nèi)時，總熱阻隨加熱功率的增大而減小，在483.41 W時達(dá)到最小值0.063 K/W；而當(dāng)加熱功率由483.81W上升至622.04 W時，總熱阻有回升趨勢，傳熱性能明顯惡化.從圖4中可以發(fā)現(xiàn)：蒸發(fā)段熱阻隨加熱功率增大的變化趨勢與圖3類似.由圖3、圖4可知：在一定加熱功率范圍內(nèi)，兩相閉式熱虹吸管傳熱性能隨加熱功率增大而增強(qiáng)，而當(dāng)加熱功率過大時，傳熱性能有明顯惡化趨勢.由計算結(jié)果可知銅-純水兩相閉式熱虹吸管最佳加熱功率在414.69 W～552.92 W之間.

2.實(shí)效性?？茖W(xué)技術(shù)是第一生產(chǎn)力。作為信息技術(shù)主體的網(wǎng)絡(luò)技術(shù)，對經(jīng)濟(jì)的發(fā)展有巨大的推動作用，但其本身成本和維護(hù)費(fèi)用昂貴。網(wǎng)絡(luò)技術(shù)與電力調(diào)度相結(jié)合是與時俱進(jìn)的表現(xiàn)，其應(yīng)用過程中需更注意實(shí)效性，切不可盲目追求電力調(diào)度的速度，而忽略調(diào)度的質(zhì)量，影響調(diào)度區(qū)域內(nèi)的電力安全和經(jīng)濟(jì)發(fā)展的速度。

圖3 加熱功率對總熱阻的影響Fig.3 Effect of input power on the total thermal resistance

圖4 加熱功率對蒸發(fā)段熱阻的影響Fig.4 Effect of input power on the thermal resistance of evaporator

利用Fluent軟件中可視化功能觀察兩相閉式熱虹吸管內(nèi)部運(yùn)行狀況，在加熱功率分別為207.35 W、276.46 W、345.58 W、414.69 W、483.81 W和552.92 W，兩相閉式熱虹吸管均達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后(t=3 s)，得到蒸發(fā)段氣液兩相工質(zhì)體積分?jǐn)?shù)分布云圖和速度矢量圖，分別如圖5、圖6所示.

圖5 不同加熱功率時蒸發(fā)段內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.5 Contours of volume fraction of evaporator with the different input powers

圖6 不同加熱功率時蒸發(fā)段內(nèi)速度矢量圖Fig.6 Velocity vector field of evaporator with the different input powers

當(dāng)加熱功率為622.04 W時，兩相閉式熱虹吸管傳熱性能惡化的機(jī)理與加熱功率為552.92 W時相同，故未對加熱功率為622.04 W時的兩相閉式熱虹吸管進(jìn)行對比分析.從圖5中可以發(fā)現(xiàn)：在最低加熱功率的條件下，蒸發(fā)段液池內(nèi)氣泡平均直徑較小，蒸發(fā)段內(nèi)含氣率很低，沸騰較為微弱，此時蒸發(fā)段內(nèi)以自然對流傳熱為主要換熱方式，熱阻主要發(fā)生在熱邊界層處，因此，兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段熱阻較高，傳熱性能較差；而隨著加熱功率的提升，蒸發(fā)段內(nèi)沸騰狀況增強(qiáng)并逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橹饕獡Q熱方式，蒸發(fā)段內(nèi)含氣率也有所提升；當(dāng)加熱功率為483.81 W時，蒸發(fā)段內(nèi)氣泡數(shù)量較多，氣泡平均直徑較大，氣泡間碰撞合并過程較為顯著，蒸發(fā)段內(nèi)沸騰較為劇烈，此時蒸發(fā)段內(nèi)主要換熱方式為核態(tài)沸騰傳熱，因此，蒸發(fā)段熱阻以及總熱阻均達(dá)到最低點(diǎn)；然而當(dāng)加熱功率繼續(xù)增加到552.92 W時，蒸發(fā)段內(nèi)沸騰更為劇烈，表面力的作用使蒸發(fā)段內(nèi)氣泡碰撞合并形成大氣泡，大氣泡附著壁面使蒸發(fā)段壁面產(chǎn)生干涸現(xiàn)象[17]并產(chǎn)生蒸氣導(dǎo)熱熱阻，導(dǎo)致蒸發(fā)段熱阻以及總熱阻回升，兩相閉式熱虹吸管傳熱性能惡化，此為兩相閉式熱虹吸管傳熱性能惡化的主要原因.從圖6中可以發(fā)現(xiàn)：隨著加熱功率的增大，蒸發(fā)段內(nèi)工質(zhì)流速逐漸增大，氣相、液相工質(zhì)間流動擾動更為劇烈，而流體間相互擾動，破壞熱邊界層有利于強(qiáng)化傳熱，此為加熱功率在一定范圍內(nèi)，增大加熱功率有利于兩相閉式熱虹吸管強(qiáng)化傳熱的又一原因.

3.2 工質(zhì)種類

液態(tài)工質(zhì)吸熱沸騰、蒸氣向上傳輸、氣態(tài)工質(zhì)放熱冷凝和冷凝工質(zhì)向下回流等過程直接影響兩相閉式熱虹吸管的傳熱性能.而這些物理過程直接受到工質(zhì)密度、黏度、潛熱、表面張力系數(shù)等熱物理性質(zhì)的影響，故兩相閉式熱虹吸管工質(zhì)的選取尤為重要.分別選用純水和乙醇作為工質(zhì)，圖7為不同加熱功率對兩種兩相閉式熱虹吸管總熱阻的影響.從圖7中可以發(fā)現(xiàn)：銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管在全實(shí)驗(yàn)加熱功率范圍內(nèi)，總熱阻均低于銅-純水兩相閉式熱虹吸管，且隨加熱功率增大而減??；在實(shí)驗(yàn)加熱功率范圍內(nèi)銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管總熱阻隨加熱功率的增大而單調(diào)遞減，并未出現(xiàn)傳熱惡化情況.沸騰過程中，氣泡所受浮力Fb、慣性力Fi、壓差力Fp為氣泡脫離驅(qū)動力，而表面張力Fs、黏性阻力Fd、熱毛細(xì)力Fm為氣泡脫離阻力，脫離驅(qū)動力和阻力共同作用決定了氣泡狀態(tài)，將氣泡長大過程的力學(xué)平衡表示為[18]：

Fb+Fi+Fp=Fs+Fm+Fd

(7)

由于氣泡脫離驅(qū)動力均正比于液態(tài)工質(zhì)密度，故將等式變形為：

(8)

式中，ρl為液態(tài)工質(zhì)密度，kg/m3.以上變形可消除因工質(zhì)密度不同導(dǎo)致氣泡脫離驅(qū)動力差異的影響.溫度相近時，乙醇的表面張力系數(shù)約為純水的0.3倍，液體黏度約為純水的0.6倍，故乙醇作為工質(zhì)時，兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段內(nèi)氣泡脫離壁面阻力小于銅-純水兩相閉式熱虹吸管，氣泡脫離壁面而液態(tài)工質(zhì)填充的現(xiàn)象更易發(fā)生.因此，當(dāng)加熱功率較大時，銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段不易發(fā)生氣泡過大而引起的干涸現(xiàn)象導(dǎo)致傳熱惡化，所以，相比于銅-純水兩相閉式熱虹吸管，銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管有更大的臨界熱流密度.

圖7 加熱功率對不同工質(zhì)熱虹吸管總熱阻的影響Fig.7 Effect of input powers on the total thermal resistance of the thermosyphon with different working fluids

3.3 傾角

當(dāng)兩相閉式熱虹吸管在有傾角狀態(tài)下運(yùn)行時，其蒸發(fā)段氣泡的碰撞、合并、脫離等過程與豎直放置的兩相閉式熱虹吸管有明顯差異.在加熱功率為207.35 W條件下，研究不同傾角對銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段沸騰特性及傳熱性能的影響.不同傾角下銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段氣相體積分?jǐn)?shù)云圖如圖8所示.

從圖8中可以發(fā)現(xiàn)：隨著傾角的減小，兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段右側(cè)壁面附著氣泡的數(shù)量、大小以及附著表面積均呈減小趨勢，而左側(cè)壁面附著氣泡的數(shù)量、大小以及附著表面積呈增大趨勢.當(dāng)兩相閉式熱虹吸管軸線方向豎直時，兩側(cè)側(cè)壁面氣泡的浮力與壁面平行，氣泡在浮力、慣性力、壓差力、表面張力、黏性力和熱毛細(xì)力的作用下，沿壁面上升，在溢出前遇到上方壁面附著氣泡，氣泡合并長大并繼續(xù)上升.而當(dāng)兩相閉式熱虹吸管軸線方向傾斜時，由于氣泡浮力不再與壁面平行，削弱了壁面效應(yīng)[18-19]，導(dǎo)致下側(cè)壁面產(chǎn)生氣泡更易脫離壁面且不再沿壁面上升，下側(cè)壁面附著蒸氣量減少，改善了下側(cè)壁面的沸騰傳熱.然而當(dāng)傾角較小時，從下側(cè)壁面脫離的氣泡會到達(dá)上側(cè)壁面，氣泡因受到壁面限制和浮力在傾角作用下產(chǎn)生垂直于壁面向外的壓力而沿上側(cè)壁面運(yùn)動，此時氣泡運(yùn)動的上浮驅(qū)動力減小，導(dǎo)致上側(cè)壁面氣泡脫離、溢出困難使氣泡附著表面積增大，導(dǎo)致上側(cè)表面沸騰傳熱惡化.因此，綜合兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段兩側(cè)壁面沸騰傳熱受傾角影響的利弊因素，必然存在最佳傾角.存在傾角條件下上側(cè)壁面氣泡驅(qū)動力如下式所示：

(9)

式中，f為氣泡運(yùn)動驅(qū)動力，N；ρl為液態(tài)工質(zhì)密度，kg/m3；ρv為氣態(tài)工質(zhì)密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；d為氣泡當(dāng)量直徑，m；θ為傾角，(°).

圖8 不同傾角情況時兩相閉式熱虹吸管 蒸發(fā)段氣相體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.8 Contours of volume fraction of evaporator with the different inclined angles

傾角對銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段熱阻的影響如圖9所示.

從圖9中可以發(fā)現(xiàn)：隨著傾角的增大，銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段熱阻先減小后增大，傾角為60°時蒸發(fā)段熱阻最低，根據(jù)計算結(jié)果可知，銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管最佳傾角應(yīng)在45°～75°之間.

圖9 傾角對兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段熱阻的影響Fig.9 Effect of inclined angles on the thermal resistance of evaporator

4 結(jié)論

通過建立數(shù)值模型對兩相閉式熱虹吸管進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬結(jié)果與Fadhl等[8]的實(shí)驗(yàn)之間誤差在可接受范圍內(nèi)，驗(yàn)證了本次模擬研究的正確性.通過數(shù)值模擬分析了加熱功率、工質(zhì)種類、傾角對兩相閉式熱虹吸管傳熱性能的影響，結(jié)合工質(zhì)氣相體積分?jǐn)?shù)云圖和速度場矢量圖對兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段沸騰傳熱機(jī)理進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

(1) 銅-純水兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段熱阻和總熱阻在207.35～483.81 W范圍內(nèi)，均隨加熱功率增大而減小，而當(dāng)加熱功率超過483.81 W時，蒸發(fā)段熱阻和總熱阻均有回升趨勢，傳熱發(fā)生惡化.銅-純水兩相閉式熱虹吸管最佳加熱功率在414.49～552.92 W之間.

(2) 在實(shí)驗(yàn)加熱功率范圍內(nèi)，銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管傳熱性能均優(yōu)于銅-純水兩相閉式熱虹吸管.與銅-純水兩相閉式熱虹吸管類似，一定范圍內(nèi)銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管總熱阻也隨加熱功率增大而減小，且銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管有更大的臨界熱流密度.

(3) 傾角對兩相閉式熱虹吸管蒸發(fā)段氣泡行為及沸騰傳熱有重要影響，銅-乙醇兩相閉式熱虹吸管最佳傾角在45°～75°之間.