第25卷第2期2019年4月
天津城建大学学报
JournalofTianjinChengjianUniversity
Vol.25No.2Apr.2019
10.19479/j.2095-719x.1902098DOI：
小管径重力热管流动与传热特征的仿真研究
姚丽君，张伟
（天津城建大学能源与安全工程学院，天津300384）
摘要：运用CFD仿真技术，建立了小管径重力热管（内径为6.8mm）的流动与传热模型，分析了加热功率和倾角
加热功对热管传热性能的影响，并对蒸发段相变行为进行了CFD可视化.研究结果表明：当充液率FR=50%，率为20~90W时，增加加热功率会使热管传热热阻先减小后增大.当加热功率为60W时，随倾角增大，热管的传热热阻先减小后增大，当倾角为75°时，热管的传热性能较好.随热管内相变现象的进行，管内依次出现了泡状流、弹状流等几种经典流型.
关键词：小管径；重力热管；加热功率；倾角；热阻；流型中图分类号：TK172.4
文献标志码：A
文章编号：2095-719X（2019）02-0098-05
ASimulationStudyoftheCharacteristicsofFlowandHeatTransferofGravityHeat
PipewithSmallDiameter
ZHANGWeiYAOLijun，
（SchoolofEnergyandSafetyEngineering，TCU，Tianjin300384，China）
Abstract：Theflowandheattransfermodelofthesmalltubediametergravityheatpipe（theinnerdiameteris6.8mm）wasestablishedbyusingCFDsimulationtechnology，theeffectoftheheatingpowerandtheinclinationangleontheheattransfer
performanceoftheheatpipewasanalyzed，andthephasechangebehaviorofevaporationsectionwasvisualizedbyCFD.TheresultsshowthatwhenthefillingratioisFR=50%andtheheatingpoweris20~90W，theheattransferresistanceoftheheatpipedecreasesfirstandthenincreaseswiththeincreaseofheatingpower.Whentheheatingpoweris60W，theheattransferresistanceoftheheatpipedecreasesfirstandthenincreaseswiththeincreaseoftheinclinationangleoftheheatpipe.Whentheinclinationangleis75degrees，theheattransferperformanceoftheheatpipeisgood.Withthedevelopmentofphasetransitionintheheatpipe，suchclassicflowpatternsasbubbleflowandslugflowappearinturninthepipe.
Keywords：smalltubediameter；gravityheatpipe；heatingpower；inclinationangle；thermalresistance；flowpattern
热管是人们所熟知的最有在众多的传热元件中，
效的传热元件之一，其利用工质相变，可将大量热量通过很小的截面积进行传输而不需外加动力.与其他传热元件相比，在运行过程中，热管的传热效率高，运行稳定，能够远距离地传递热量，并且传热阻力很低.因此，热管在能量传递方面具有明显的优势，其在余热回收[1]和太阳能集热器[2]等方面，均取得了良好的节能效果.
目前，国内外研究人员通过实验和理论分析对热管进行了大量研究，由于CFD（computationalfluiddynamics）技术的日益成熟，大量研究人员通过建立与实验工况相同的仿真模型，很好地分析了热管内部复
修订日期：2018-11-09收稿日期：2018-10-19；基金项目：天津市自然科学基金（17JCYBJC21400）
作者简介：姚丽君（1992—），女，山西五台人，天津城建大学硕士生.
杂的汽液相变现象，为热管传热特性的分析和结构优
化提供了有效的技术手段.
在热管内汽液两相流仿真方面，杨海滨[3]采用VOF模型，表面张力使用CSF模型计算，并耦合Lee模型实现了汽—液相间的相变，建立了蒸发管内两相流动沸腾数值模拟方法.Kuang等[4]分析了热管在低热功率下的传热特性，并分别对管内的流型：泡状流、弹状流和搅混流进行了CFD可视化分析，解析了不同质量流量对传热系数的影响.王啸远等[5]建立了CFD仿真模型，阐述了热管工质的蒸发和冷凝相变机理.Jouhara等[6]建立了重力热管的三维模型，对热管的间歇沸腾进行了数值模拟研究，分析了重力热管内复杂
2019年4月姚丽君等：小管径重力热管流动与传热特征的仿真研究
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的多相流流动.目前，
对热管内汽液相变的研究大多以分析常规管径为主，对于小管径（毫米级）重力热管内相变行为的分析较少.在保证换热量的条件下，小管径热管比常规管径热管的管内比摩阻及摩擦压降大，但传热系数也大，因而经过优化计算，可使工质压降与热管传热性能实现优化，同时选用小管径热管能够提高换热效率，并且可以降低制造成本.本文将对小管径（内径为6.8mm）热管内的汽液相变行为进行CFD可视化，分析其汽液流动特征.
1物理模型
建立小管径重力热管的二维物理模型，
其尺寸与文献[7]中的实验物理模型相同（见表1）.
表1热管物理模型基本参数
mm
热管参数
尺寸热管总长度L350蒸发段长度Le100绝热段长度La100冷凝段长度Lc
150外径D8内径d
6.8
2
数学模型及数值计算方法
2.1
VOF模型2.1.1
连续性方程连续性方程公式如下△·（αlρlV）=坠坠t（αlρl）+Sm
（1）
式中：
αl为液相体积分数；ρl为液相密度；V为速度矢量；Sm为质量源项，其用来计算在蒸发和冷凝过程中的质量传递.
在VOF模型中汽相和液相体积分数之和为1，即αl+αv=1
（2）
式中：αv为汽相体积分数.2.1.2动量方程
在动量方程中，
引入了由Brackbill等[8]提出的连续表面张力模型（CSF模型）添加至动量源项中，形成动量源项的表达式
FCSF=2σαlρlCv△αv+αvρvCl△αl
ρ（3）
l+ρv
式中：σ为表面张力系数；Cv为汽相表面曲率；Cl为液
相表面曲率.
考虑到重力、压力、摩擦力和表面张力联合作用到汽液交界面处.因而，VOF模型的动量方程形式如下
坠坠t
（ρV）+△（ρVV）T
=ρg-△p+△[μ（△V+（△V）T
）-23
μ（△·
V）I]+FCSF（4）
式中：g是重力加速度；p是压力；I是单位张量；μ是动力黏度.2.1.3能量方程
能量方程为
坠坠t
（ρE）+△（ρEV
）=△（k△T）+△（ρV）+SE（5）式中：E为内能；k为有效导热系数；SE为能量源项，用
来计算蒸发和冷凝过程中的热量传递.2.2蒸发冷凝模型
根据Schepper等[9]提出的关于蒸发冷凝过程的数学描述，获得蒸发和冷凝过程的质量和能量源项方程，并通过用户自定义函数（UDF）将汽液相质量和能量源项加载至FLUENT中，实现蒸发和冷凝过程相变的平衡.
当T≥Tsat时为蒸发过程Sm，l=-β1αlρl
T-Tsat
Tsat（6）Sm，v=β1αlρlT-TsatTsat
（7）SE=-β1αlρl
T-Tsat
Tsat·△H（8）
当T＜Tsat时为冷凝过程Sm，l=β2αvρvT-TsatTsat（9）Sm，v=-β2αvρvT-TsatTsat
（10）SE=β2αvρv
T-Tsat
Tsat
·△H（11）
式中：△H为汽化潜热；Tsat为饱和温度；Sm，l和Sm，v分别为液相和汽相的传质量.
通过引入两个质量转移时间松弛因子β1和β2来分别表示蒸发和冷凝过程热质传递过程，
其大小反映了蒸发和冷凝的速率.本文β1和β2均取0.1时模拟具有良好的收敛性.2.3网格及边界条件
运用Gambit软件对重力热管进行网格划分，网格类型为四边形网格，共有34982个网格.图1为热管的网格图，其中图1b为网格的局部放大图.本文对热
·100·
天津城建大学学报第25卷第2期
用于捕捉沿管壁的汽液管内壁面建立了边界层网格，相变现象.
由实验工况确定管内运行压力为7.45kPa，即管内真空度为93.88kPa.根据实验，蒸发段加热功率恒定，由此在FLUENT中蒸发段采用恒热流密度边界条件，绝热段不与外界进行热交换，边界条件设定为热流密度为0，冷凝段采用水冷的方式进行冷却，边界条件设定为对流换热，不同条件下的对流换热系数与实验条件一致.
冷凝段
2.4仿真求解方法
本文选用多相流模型中的VOF模型，时间步长设定为1×10-4s，并运用PISO算法计算压力-速度耦合项，设定压力离散格式为PRESTO，界面体积分数采用Geo-Reconstruct插值算法.
3
3.1
数值计算结果及分析
模型验证
充液率F（加热功率为80W，R蒸发段液态工质与
蒸发段容积的比值）为50%的工况下，在热管蒸发段、
绝热段和冷凝段共建立与实验位置相同的9个测点，用以与实验各段测点温度的比较.表2为热管不同位置模拟与实验温度误差分析表，从表2比较分析可得出：蒸发段的平均误差为2.79%，绝热段的平均误差为8.%，冷凝段的平均误差为6.47%.由此可以看出仿真与实验结果的吻合度较高，验证了本文仿真传热模型的可靠性.从各段温度值中可以得出，绝热段和冷凝段温度的仿真值均比实验值大，这是由于实验装置
（b）网格局部放大图
绝
热段蒸发段
（a）热管网格整体图
图1热管二维网格图
表2
热管部位
中绝热段存在局部散热损失以及冷凝段可能存在不
凝性气体造成的.
℃
各测点模拟温度与实验温度值比较
TCFD
R/%
TEXP，av
TCFD，av
Rav/%
测点位置/mm
020
TEXP53.4549.6146.0241.4440.2039.4638.2135.7432.27
46.7146.6846.3845.4343.3243.2139.1338.2335.74
12.6105.9100.7809.6307.7509.5102.4106.9710.73
35.41
37.70
6.47
39.83
43.27
8.
47.63
46.30
2.79
蒸发段
040060080
绝热段
140150230
冷凝段270310
3.2
传热性能分析
热管的运行热阻是评价热管传热性能的一个重
要因素，反映了热管传热速率的快慢，热管的运行传热热阻计算公式为
av-Tc，av
R=Te，
Qin
（12）
时，随着加热功率的增加，热管的传热热阻在加热功
率为20~90W时先减小后增大，同时可以看出加热功率为40~70W时热管的传热性能较好.这主要是由于加热功率的增加使得热管蒸发段壁面过热度增加，继而使得蒸发段产生的蒸汽速率加快，由此对液池内液相工质的扰动不断增强，从而加速了蒸汽到达冷凝段，一定程度上提高了蒸汽释放汽化潜热的能力，在此过程，使冷凝段平均壁温得以升高，进而传热热阻降低.
但加热功率的持续增加，会使热管蒸发段表面平
Tc，式中：Te，av为蒸发段平均温度；av为冷凝段平均温度；
Qin为热管输入功率.
图2分别给出了热管在不同加热功率和倾角下的传热热阻.从图2a中可以看出：当充液率FR=50%
2019年4月姚丽君等：小管径重力热管流动与传热特征的仿真研究
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均热流密度不断增大，
由于管径较小，在热管的汽液相变过程中，蒸发段汽液相变速率很快，致使大量的蒸汽流涌向冷凝段，而形成的冷凝液膜在未回流至蒸发段就已被蒸干.因此，液膜的回流受阻使得蒸发段出现液相工质的补给缺失，使得蒸发段传热出现恶化，进而使得管壁温度骤然升高.另外，在充液率一定的情况下，其释放汽化潜热的能力也是有限的，尽管提高了加热功率但冷凝段平均温度仍保持在一定的范围之内，从而使得热管蒸发段和冷凝段的温度相差甚多，导致热管的整体传热热阻出现增大的趋势.
0.36
实验
0.33模拟
-10.30K·W/阻0.27热0.240.21
102030405060708090100
加热功率/W（a）热阻随加热功率变化的曲线
0.40
实验
0.35模拟
-1K·W0.30/阻热0.250.20
0
15
30456075
90
倾斜角度（/°）
（b）热阻随倾角变化的曲线
图2加热功率和倾角对热阻的变化曲线
由图2b中可以看出：在加热功率为60W时，随
着热管倾斜角度的增加，热管的整体热阻先减小后增大.当热管倾角为0°时，蒸汽到达冷凝段形成的冷凝液无法及时地补给到蒸发段，冷凝液聚集在管底部使得液膜厚度增加，增加了冷凝段传热热阻，从而降低了冷凝段的对流换热能力，使得热管的轴向温差增加.随着倾角的加大，管内出现了汽液分层现象，使得汽液相间剪切作用力减小，因而使冷凝液的回流动力得以提高.本文中，当倾角为75°时，热管的传热热阻达到最小，热管的传热性能较好.当倾角为90°时，汽液处于
逆向流动，由于管径较小，使得汽液交界面处的剪切力
较大，冷凝液回流受到阻碍，导致传热热阻增加.3.3汽液流动CFD可视化
图3给出了热管在加热功率为60W，充液率FR=50%，倾角为90°时，蒸发段不同时间汽相体积分数云图，从图3中可以清晰地看出：①随着热管壁面热流密度的增加，蒸发段壁面和液池内产生了汽化核心，随着热量的不断输入，汽化核心数逐渐增加，其演变成小的气泡，形成泡状流.②随着相变现象的进行，截面含汽率不断增加，从图3中可以清楚地观察到管内小汽泡的生长、脱离、聚合以及汽泡从液池的逸出等动态过程，在此过程，由于管径较小，会形成与管径相当的帽状气泡，帽状汽泡聚合形成泰勒大气弹（弹状流）.③随着相变现象的进一步发展和演化，会在管内形成局部的蒸汽区，此时蒸发段出现局部高温，对流换热系数降低，传热性能出现恶化.
汽相体积分数1.0.95000.0.840.790.740.680.630.580.530.470.420.370.320.260.210.160.110.050.00
0.050.100.150.200.300.400.600.650.700.800.850.901.30
时间/s
图3蒸发段不同时间汽相体积分数云图
图4a为热管在达到稳定运行后冷凝段液膜的分
布图，从图4a中可以清楚地看出液膜沿管壁内侧基本呈均匀分布，而在下端液膜厚度略高于中上部液膜厚度.图4b为不同时间冷凝段局部的液膜流动汽相体积分数云图.由图4b可知，随着汽液相变现象的进行，冷凝段的液膜逐渐呈均匀分布，并且液膜厚度由薄变厚.这是由于蒸发段产生的蒸汽在上升至冷凝段的过程中，会在冷凝段壁面形成一层很薄的雾状薄膜，由于表面张力和重力的联合作用，使液膜逐步向下流动，随着蒸汽流量的增加，其释放汽化潜热后形成的冷凝液随之增多，冷凝液将更多地附着至管内侧，因而液膜厚度也随之增厚.
·102·
天津城建大学学报第25卷第2期
汽相体积分数1.000.950.0.840.790.740.680.630.580.530.470.420.370.320.260.210.160.110.050.00
10
15
20
时间/s
（a）整体液膜分布图
（b）局部液膜形成图
图4冷凝段不同时间汽相体积分数云图
4结论
本文运用VOF模型、
CSF模型和蒸发冷凝相变模型对小管径重力热管进行模拟研究，成功预测了热管内的汽液相变现象，得出结论如下：
（1）当充液率FR=50%，热管倾角为90°时，随加热功率的增加，热管的传热热阻先减小后增大，当加热功率为40~70W时，热管达到较佳的传热状态.
（2）当加热功率为60W，充液率FR=50%时，
随热管倾角的增加，热管的传热热阻先减小后增大，而当倾角为75°时，热管的传热性能较好.（3）CFD模拟成功地可视化了小管径重力热管蒸发段内汽泡的成核、生长、聚合、上升等动态汽液流动
过程，产生了泡状流、弹状流等经典流型.热管在达到稳定运行后，冷凝段形成膜状冷凝.参考文献：
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