重力热管几何结构优化的数值研究

张怀洁，张 伟

（天津城建大学能源与安全工程学院，天津300384）

两相闭式热虹吸管（重力热管）本身具有许多突出的优点，如结构紧凑、压降小、露点腐蚀可控、不会因一端故障而导致两种热交换流体混合等.重力热管不仅能提高设备的换热效率，而且能使设备的运行环境更加稳定可靠.热管蒸发段、冷凝段的结构和位置可以变化，因而适用于各式各样的场合和环境[1].其应用领域范围非常广泛，包括换热器[2]、太阳能系统[3]等方面.

国内外科研工作者在重力热管的数值模拟研究方面取得了很多重要的研究成果.杨政等人[4]利用VOF模型对重力热管进行研究，并分析管内工质运动规律.Xu 等人[5]研究发现，随着倾角的增大，热阻在降低，随着输入热功率的增大，热阻也会降低，热阻的降低对提升热管热效率具有重要意义.Anand[6]运用模拟与实验结合的方法，研发了一种用于电子设备温度控制的复合轴向通道芯铝乙烷热管.Gedik[7]和Huminic[8]研究了热管在不同倾斜角度情况下的热性能，发现热性能在倾角为90°时达到最佳状态.

由于目前对重力热管的热性能优化与对比研究大部分都集中在充液率、热输入量、倾角等方面，对热管重要管段长度的变化，以及相互之间的比例关系对热管换热性能以及流体流动的影响研究并不全面，对热管启动运行过程中各个重要的时间点以及壁面温度随时间的变化并无太多关注.因此，本文分别着重研究了热管各个管段之间的长度比例关系对重力热管传热性能和流动性能的影响.

1 物理模型及计算网格

图1 为热管计算模型及网格示意图.本文建立的物理模型中蒸发段和冷凝段长度均为100 mm；绝热段长度50 mm；热管外部结构的直径为9.52 mm，内部管径为8.32 mm，壁厚为0.6 mm.采用ICEM 完成模型网格的划分.模型计算区域的总网格数为83 200.使用边界层加密将边界层网格层数设为8 层，第1 层网格的大小和递增因子分别为0.035 mm 和1.20.

图1 热管计算模型及网格示意图

2 数学模型与边界条件

2.1 多相流模型

FLUENT 中有3 种多相流模型：Eulerian 模型（欧拉模型）、Mixture 模型（混合物模型）、VOF 模型（流体体积模型）.本文设置VOF 模型进行多相模拟计算.

2.2 蒸发冷凝模型

为了对热管内的蒸发冷凝现象进行建模，根据Schepper 等人[9]描述的关于蒸发冷凝过程，需要其有关的质量和能量源方程与两个条件，一个是蒸发条件，另一个是冷凝条件，如下

蒸发条件

液相

汽相

冷凝条件

汽相

液相

式中：Tmix为混合温度；Tsat为饱和温度；SαM为传质量；Sq为能量原相；hfg为潜热；αv和αl分别为汽相和液相的体积分数；ρv和ρl分别为汽相和液相的密度.

2.3 边界条件及求解

本文选用瞬态计算模型，时间步长取0.000 1 s.重力加速度取值为-9.8 m/s.热管内工质为纯水，初始压力设为4 000 Pa，计算区域温度设为饱和温度308 K.采用SIMPLE 压力-速度耦合算法.通过加载自定义函数（UDF），完成蒸发冷凝模型的设置，其中水蒸气设置为首相，水设置为次相.

3 数值模拟结果与讨论

3.1 数值算法可靠性验证

通过数值模拟得出热管蒸发段、绝热段、冷凝段的管壁的平均温度与实验所测得的相应管壁平均温度进行比较，相对误差分别为3.27%，1.32%及7.16%（见表1），证明了本文数学模拟计算方法的可靠性.

表1 管壁平均温度的实测值与模拟值

3.2 热管内汽液两相分析

图2 为0～9 s 时热管内部的汽液两相变化云图.模拟初始温度为308 K，0.5～1 s 时，随着热量持续输入，热管蒸发段内壁面上附着有气泡，随后气泡生长并脱离壁面在液池内自由运动，形成弹状流.2.5～3.5 s时，热管蒸发段液池内部气泡逐渐增大，形成泡状流.4～5 s 时，由于气泡运动越来越剧烈，蒸发段液池内此时同时含有泡状流与块状流两种流态.5～8 s 时，热管蒸发段液池内部同时含有3 种流态，分别为泡状流、块状流和环状流，且观察到热管冷凝段内壁上有冷凝液滴出现.

图2 热管内汽液分布随时间的变化

3.3 不同特征管段长度对热管传热性能的影响

热管热阻作为评价热管的传热性能的指标之一，其计算方法如下

图3 为不同管段长度下蒸发段壁面温度.如图3a所示，蒸发段长度保持100 mm 不变，绝热段长度为50 mm 时，即绝热段长度与蒸发段长度之比为0.5，启动时间为15 s，即此时有冷凝液回流至蒸发段，随着冷凝液体流回蒸发段液池使得蒸发段壁面温度不在随着热量输入持续上升.蒸发段平均壁面温度在15 s后，以330 K 为中间值上下波动，不再持续升高，进入热管稳定运行状态.其他绝热段长度的蒸发段壁面温度持续上升，达到热管稳定运行所需时间远远大于绝热段长度为50 mm 时的运行状况.

由图3b 可知，蒸发段长度保持100 mm 不变，绝热段为50 mm 不变，当冷凝段长度为80 mm 时，即冷凝段长度与蒸发段长度之比为0.8，启动时间为17 s，在20 s 时最先进入稳定运行状态.与其他4 种冷凝段长度情况相比，冷凝段长度为80 mm 时蒸发段壁面温度波动范围最小，热管温度在328 K 左右稳定.

图3 不同管段长度下蒸发段壁面温度

图4 为不同特征管段长度下的热管热阻.由图4可知，当绝热段长度与蒸发段长度之比为0.5 时，热阻值最小，为1.2 K/W.冷凝段长度与蒸发段长度之比为0.8 时，热阻值最小，为1.17 K/W.主要原因是随着热管特征管段长度的变化，热管内部液膜黏性力对蒸汽阻塞流动的作用也发生变化，影响热管内部介质的流动，进而影响整个热管的换热性能.

图4 不同特征管段长度下的热管热阻

3.4 不同特征管段长度对热管流动性能的影响

图5 为热管内轴向速度分布图.其中蓝色部分代表速度方向向下，颜色越深代表此处管内涡流运动越剧烈.每根热管内部轴向速度最大值都出现在绝热段部分.大部分热管涡流现象出现在热管冷凝段的内壁面.由上文可知，当绝热段长度与蒸发段长度比为0.5以及冷凝段长度与蒸发段长度比为0.8 两种情况下热管热性能最佳.由图5 可以看出，在这两种情况下管内涡流现象最弱.

4 结 论

本文通过VOF 模型及加载蒸发冷凝相变的自定义函数（UDF）对二维热管模型进行模拟计算，得出以下结论：

（1）绝热段长度为50 mm 时，热管启动时间最短，达到稳定运行状态所需时间最短，且热管热阻值最小.即当绝热段长度与蒸发段长度比为0.5 时，热管相应的传热性能最佳.

（2）冷凝段长度为80 mm 时，热管启动时间不是最短，但达到稳定运行状态所需时间最短，且热管热阻值最小.即当冷凝段长度与蒸发段长度比为0.8 时，热管相应的传热性能最佳.

（3）本文研究的热管结构最佳尺寸值为蒸发段长度为100 mm，绝热段长度为50 mm，冷凝段长度为80 mm.蒸发段、绝热段、冷凝段长度比例为10 ∶5 ∶8时，热管内部工质流动状态与热管换热性能最好.