环路热管蒸发腔内池沸腾的模拟研究_刘圣春.pdf

流 体 机 械2023 年 2 月48 第 51 卷第 2 期 收稿日期：2021-10-10 修稿日期：2022-12-12基金项目：天津市教委科研计划项目（2021ZD031）doi：10.3969/j.issn.1005-0329.2023.02.007环路热管蒸发腔内池沸腾的模拟研究刘圣春1，2，张钟垚1，王冕同1，李雪强1（1.天津商业大学 天津市制冷技术重点实验室，天津 300134；2.天津大学 中低温热能高效利用教育部重点实验室，天津 300350）摘 要：为了探究微型蒸发器内的蒸发沸腾现象，为今后蒸发器设计提供指导。利用 FLUENT 软件建立了微型蒸发器模型，对封闭空间内池沸腾现象进行了模拟研究，探讨了不同过热度下加热面热流密度、腔内相对压力、液柱排出时间及气泡脱离时间的变化规律。结果表明：热流密度与腔内相对压力均随过热度的提高而增长，其中热流密度呈线性增长趋势，而腔内相对压力的增长率不断减小；液柱排出时间与气泡脱离时间均随过热度的增长而减小，但减小趋势不断变缓。与40的过热度相比，在过热度为 50时，除热流密度保持线性增长外，其余指标变化甚微，腔内相对压力、液柱排出时间和气泡脱离时间仅分别变化 0.3kPa、0.25s 和 0.002s。适当提高过热度可以促进沸腾换热，但提高到一定程度后继续提高过热度对沸腾换热的促进作用有限。关键词：池沸腾；热流密度；相对压力；数值模拟中图分类号：TH137.8 文献标志码：A Simulation of pool boiling in evaporation chamber of loop heat pipeLIUShengchun1，2，ZHANGZhongyao1，WANGMiantong1，LIXueqiang1（1.TianjinUniversityofCommerce，KeylaboratoryofRefrigerationTechnology，Tianjin 300134，China；2.TianjinUniversity，KeyLaboratoryofEfficientUtilizationofLowandMediumGradeEnergy，MOE，Tianjin 300350，China）Abstract：Inordertoexploretheboilingphenomenonandprovideguidanceforthedesignofevaporatorinthefuture，themicroevaporatormodelwasestablishedusingFLUENTsoftwaretosimulatethepoolboilingphenomenoninanenclosedspace.Thevariationofheatfluxonheatingsurface，relativepressureinthechamber，liquidcolumndischargetime，andbubbleseparationtimeunderdifferentsuperheatwerediscussed.Resultsshowedthattheheatfluxandtherelativepressureincreasedwiththeincreaseofsuperheatdegreeintheclosedspace，inwhichtheheatfluxlinearlyincreasedandtheincreasingrateofrelativepressurebecamesmall.Comparedwith40ofsuperheatdegree，theheatfluxshowedlinearlyincreasetendency；whileotherparametervariedslightlyin50ofsuperheatdegree，inwhichtherelativepressure，liquidcolumndischargetime，andbubbleseparationtimechangedonly0.3kPa、0.25sand0.002s.therefore，whenthesuperheatincreasestoaspecificvalue，increasingthesuperheathadlittleeffectonboiling.Key words：poolboiling；heatflux；relativepressure；numericalsimulation0 引言重力热管相较于其他类型的热管，由于其没有毛细芯结构，仅靠重力作用实现液体回流，并且结构简单、加工方便，因此被广泛应用于太阳能光伏光热系统、余热回收系统1-2等领域。外界与热管进行热交换通过沸腾换热来实现，沸腾换热能减少能量传递过程中的不可逆损失，同时具有很高的传热性能，因此沸腾传热现象受到研究人员的广泛关注。目前对于沸腾现象的研究主要从试验和数值模拟两个角度开展。试验的方法可以更好地为蒸49发腔的设计优化提供数据支撑。CHEN 等3通过试验研究了竖直管内的沸腾传热现象，发现整个传热过程中的传热量等于流动传热和沸腾传热的总和，并根据这一结论总结出了 Chen 模型，被沸腾传热研究领域广泛使用。CAMPBELL 等4通过矩形流道试验研究了壁面粗糙度对沸腾传热的影响，结果表明粗糙度较高的壁面的热流密度要高于光滑壁面，因此粗糙度有利于提高沸腾传热效果。SIEDEL 等5使用高速摄像机对相邻核化点的沸腾现象进行了可视化研究，结果发现相邻的气泡内部压力不同是造成气泡聚合的原因。刁彦华等6通过试验对 R113 的池沸腾进行了可视化研究，观察得到了不同热流密度下气泡的生长、脱离以及相邻气泡之间的合并情况。试验结果表明：随着热流密度的升高，气泡的脱离时间减小，而加热面处的气化核心密度增大。郑志皋等7在单面加热垂直矩形窄通道的流动沸腾换热试验中发现加热面热流密度对核态沸腾换热有明显影响。李定坤等8对 27 个两相流流动沸腾换热系数关系式进行评价，选出了较为精确的 R410A 管内沸腾换热关系式，为 R410A 管内流动沸腾换热计算式选择提供了依据。而数值模拟方法是通过计算机模拟沸腾过程，深入地了解沸腾机制，为沸腾过程现象及特征提供理论基础。夏源等9利用 CFD 软件的蒸发相变模型对 R404A 在微型蒸发器内部的蒸发现象进行了模拟研究，结果与试验相吻合。孙艳等10采用Mixture多项流模型建立了自然循环蒸发器内汽液流动的数学模型，试验结果表明此模型可以应用于自然循环蒸发器的工程计算。AJOTIKAR 等11利用 CFD 软件建立了发动机冷却流道二维模型并对其中的流动沸腾进行了数值模拟研究，数值模拟有效实现了沸腾传热中的压力现象，并且能够通过压力波动波形来推测工质沸腾时所处的状态。董非等12利用FLUENT 软件，采用 CLSVOF 法对矩形流道内的流动沸腾起始点进行数值模拟，并对采集的压力波动信号进行了频谱分析。计算结果表明，沸腾起始点的压力信号波峰与加热壁面边界条件之间存在一定的关联，从高流速、低壁面加热温度到低流速、高壁面加热温度的工况，沸腾起始点附近的压力信号波形经无峰型、扁平型、振荡型到尖峰型转变。熊炜等13构建了液氮池内核态沸腾 CFD数值模型，总结出了液氮沸腾时壁面热流密度与过热度之间的关系曲线。沸腾过程中气泡的演化过程分为成核、生长、滑移、聚合、脱离和溃灭等过程。由此伴随着强烈的换热效果，探索加热面上由于沸腾现象引起的热流密度改变，是判定沸腾传热效果的重要指标，与此同时目前针对封闭空间工作时内部沸腾带来的压力变化的研究较少。本文以封闭空间内池沸腾作为研究对象，同时在封闭空间外添加 U 形管充当反映压力变化的结构，使用加热面处的热流密度，腔内相对压力变化、液柱排出时间，气泡脱离时间来评价沸腾现象。探究这些因素对封闭空间内的池沸腾现象的影响，为池沸腾系统的设计提供参考。1 模型介绍及参数设置1.1 物理模型图 1 示出本文建立的二维物理模型，图中将封闭空间蒸发腔与 U 形管连接，蒸发腔内的液位高度为 2mm，同时在 U 形管内添加少量液体形成高度为 5mm 的液柱。如此设置可以将蒸发腔与外界隔离形成封闭空间，同时蒸发时带来的压力变化可以由 U 形管内的液柱反映。蒸发腔尺寸为50mm37mm，蒸发腔壁厚为2mm，蒸发腔外接 U 形管长度为 300mm，蒸发腔底面为加热面。图 1 蒸发腔几何模型与尺寸示意Fig.1 Schematicdiagramofgeometricmodelstructureandsizeoftheevaporationchamber本文中的封闭空间及 U 形管内的工质为水，其物性参数见表 114。加热面的边界条件为恒壁温，出口为压力出口，控制方程采用PISO算法，时间步长为范围在110-5810-4s的可变时间步长。刘圣春，等：环路热管蒸发腔内池沸腾的模拟研究50FLUID MACHINERYVol.51，No.2，2023本文设置了 5 种工况，见表 2，用于研究在不同过热度下沸腾现象的差异性，并以此研究过热度与沸腾现象的关联，为了缩短模拟计算时间，温度 T 的初始值设定在 98（371.15K）。表 1 水/蒸汽的物性参数Tab.1 Physicalparametersofwater/vapor参数数值水的密度l/（kg m-3）998.2水的饱和温度/K373.15水蒸汽的密度v/（kg m-3）v=-93.04939+0.81538T-0.0024T2+2.3912410-6T3水蒸气的定压比热容 cp/（J kg-1 K-1）cp=3059.13368-3.53236T-0.01463T2+4.462810-5T3表面张力系数/（N m-1）0.072表 2 模拟工况条件 Tab.2 Simulationconditions工况加热面壁温/壁面过热度1110/102120/203130/304140/405150/501.2 VOF 模型在 FLUENT 中，VOF（VolumeofFluid）模型用来处理相互没有穿插的多相流问题，因此用于研究沸腾中的气泡演化过程以及捕捉两相界面非常合适。在 VOF 模型中，各单元中的各相的体积率n为 1，即：1231+=n（1）式中，n为体积分数；下标 1n 为控制容积中的相的种类。如果1=0，则表示该控制容积没有第一相；如果1=1，则表示该控制容积只有第一相；如果 0 1()（3）?mc oe f fTTTTTv llls atls atls at=-()（4）式中，coeff 为表征蒸发冷凝速率的系数。1.4 性能指标（1）沸腾热流密度：池沸腾具有很强的换热能力，因此池沸腾的效果可以用加热面处的热流密度来表达，肖波齐等15在前人对池沸腾换热的热流密度数学描述的基础上，发现池沸腾热流密度与壁面过热度、气化核心最小与最大尺寸、流体的接触角与流体物理特性有关，于是提出了沸腾换热热流密度 qtot数学模型：qcRRRThbcccwnt ot=-()|+-1216565 1265 12,mi n/,mi n,max/c cwTT-()qcRRRThbcccwnt ot=-()|+-1216565 1265 12,mi n/,mi n,max/c cwTT-()（5）式中，cb为只与壁面接触角有关的经验参数；Rc，min为气化核心最小尺寸；Rc，max为气化核心最大尺寸；Tw为壁面过热度；hnc（Tw-T）为由自然对流换热引起的热流密度。（2）液柱排出时间：为了减少模拟计算时间同时保证计算数据量足够，在本文的数值模拟计算中以 U 形管内液柱左侧液面完全离开 U 形管的时间 tf作为计算完结时间，以此将计算完结时间快慢作为一项在数值模拟中评价沸腾程度的指标。（3）相对压力：封闭空间池沸腾产生的气态工质会造成腔内压力升高。封闭空间内单位时间内的压力增量 P 越大，说明沸腾现象越剧烈。=-PPPf0（6）式中，Pf为液柱完全排出时的腔内压力值；P0为腔内压力初始值。（4）气泡脱离时间：工质在加热面处产生的气泡在脱离加热面的过程中，由于液体工质温度较低，气泡越早离开加热面能将其内能更快地传递给周围液体，促进热量交换。因此，气泡脱离加51热面的时间 td影响着沸腾换热效果，td的计算公式如下：ttnndn=()12 3,（7）式中，tn为加热面上第 n 具有完整气泡行为的气泡。1.5 模型验证本文采用文献 16-18中的相关数据进行模型验证。图 2 所示为试验测试系统，在 1000mm32mm32mm的矩形通道中设有30mm100mm的加热壁面，加热壁面保持过热度为 37，通道中工作流体为水，进口温度与流速分别为90与0.8m/s，系统压力为 0.1MPa。图 2 试验系统Fig.2 Schematicdiagramofexperimentsystem图 3 示出充分沸腾时模拟和试验中的加热面上的压力波动曲线。（a）数值模拟（b）试验图 3 加热面充分沸腾时压力曲线数值模拟与试验对比Fig.3 Comparisonbetweennumericalsimulationofpressurecurveandexperimentwhentheheatingsurfacesufficientlyboils沸腾压力的波动主要来自沸腾中气泡尺寸的变化以及气泡的生成、溃灭。其中，在模拟中，沸腾压力平均幅度为 1.2kPa，最大幅值为 1.6kPa，试验数据中平均幅度为 1.25kPa，最大幅度为2.0kPa。造成模拟与试验数据压力波动曲线有所差异的原因在于模拟中无法完全实现试验中流道的壁面粗糙度等表面物性，因此气泡脱离频率不一致。2 结果与分析2.1 独立性验证本文使用 3 万，5 万，7 万，9 万，11 万等 5 种数量的网格进行独立性验证。模拟过程假设条件为加热过程无热量损耗，传热方式主要热对流。因此在不同工况下，以恒壁温为输入参数，探究网格对实际热流密度的影响。如图 4 所示，得出数量为 9 万，11 万的网格的热流密度的偏差大约为3.48%，网格独立性良好，因此采用网格数为9 万的网格作为本文模拟的网格。图 4 网格独立性检验Fig.4 Gridindependencetest2.2 腔内沸腾现象阶段分析图 5 示出了过热度为 30时蒸发腔内的工质在不同沸腾阶段的两相云图分布。图 5（a）为沸腾的初始阶段，此时气化核心开始形成，蒸发腔底部出现少量气泡。随着时间的推移，部分气泡受到表面张力、气泡压力等作用由小气泡聚合成大气泡，大气泡因为体积的增加导致所受到的浮力大于其表面张力时就有脱离加热底板的趋势，如图 5（b）所示。图 5（c）（d）示出了大气泡上浮至液面并破裂的现象，与此同时蒸发腔底部的刘圣春，等：环路热管蒸发腔内池沸腾的模拟研究52FLUID MACHINERYVol.51，No.2，2023气泡数目逐渐增多，并且气泡的平均体积较沸腾的初始阶段有所增大。图 5（e）（f）示出加热面温度稳定一段时间后的气泡分布情况，此时沸腾达到最剧烈的状态，大量的气泡在蒸发腔底部脱离并且在液面处溃灭。由于气泡的演化行为，对工质进行了强烈扰动，加快了工质内的热对流，进一步带动工质沸腾，因此对沸腾行为起到了促进作用。图 5 过热度为 30时的沸腾过程气泡行为Fig.5 Bubblebehaviorsinboilingprocessat30ofsuperheatdegree图 6 示出了完全沸腾阶段不同过热度下的加热面处的平均热流密度值。可以发现，热流密度与过热度呈线性相关，过热度为 10时，加热面处的热流密度仅为 32kW/m2。随着过热度的提高，加热面处的热流密度逐渐提高。当过热度为50时，热流密度达到 173kW/m2。在相同面积内的沸腾气泡的体积占比随着过热度的增加而逐渐增大，当过热度从10增大至50时，相同面积内的气泡占比大致分别为9%，10%，18%，22%，30%。当气泡体积较大时，气泡的演化行为能扰动其周围更多的流体，促进对流传热，有利于热量在工质内部的传递。因此过热度对于气泡的演化行为有较为明显的促进作用。图 6 不同过热度下热流密度平均值及云图Fig.6 Averagevalueandnephogramsofheatfluxunderdifferentsuperheatdegrees2.3 过热度对腔内运行压力的影响图 7 示出了壁面过热度为 30时蒸发腔内的相对压力变化曲线。在模拟中壁面温度未达到 30原因是工质吸热，同时计算时间较短。在00.15s内，工质内没有气泡到达液面上方空间，此段时间封闭空间内的压力升高主要由温度较高的壁面对腔内气体的加热作用导致气体受热膨胀造成，腔内压力上升至不到 5kPa。0.15s 以后，加热面处的温度达到稳定，工质沸腾产生大量气泡进入蒸发腔，腔内压力继续升高，至模拟结束时腔内相对压力为 21kPa。图 7 过热度为 30时腔内压力-温度关系Fig.7 Pressure-temperaturerelationshipinthechamber at30ofsuperheatdegree图 8 示出了不同过热度下封闭空间内压力变化曲线。从图中可以看出，在初始阶段曲线接近，此时没有气泡生成。在 0.25s 左右曲线的上升趋势开始出现明显差异。过热度为 10的压力曲线上升趋势最为平缓，在计算完成时其腔内相对压力为 17.5kPa。随着过热度的提高，压力曲线上升趋势逐渐加快。过热度为 50的压力曲线上升最快，在计算完成时其腔内相对压力接近22.5kPa，并且压力曲线仍然较大的上升趋势。53图 8 不同过热度下腔内压力分布Fig.8 Pressuredistributioninthechamberwithdifferentsuperheatdegrees2.4 过热度对液柱排出时间的影响图 9 示出了不同的过热度下的液柱排出时间。当过热度为 10时，液柱完全排出时间为3.5s。过热度提高到 20时，液柱排出时间为2.0s，液柱排出时间缩短了 1.5s。说明当过热度较低时，提高过热度后液柱排出时间有明显缩短，对沸腾有促进作用。过热度为 30，40，503 个状态点的液柱排出时间分别为 1.5，1.25，1.0s。3种工况下的排出时间依次缩短了 0.25s，与此同时曲线的斜率在逐渐放缓。所以，在一定范围内提高过热度可以加快液柱的排出时间，当过热度高于一定程度时，过热度对液柱排出时间的提升不再明显，对沸腾的促进作用较小。图 9 过热度与液柱排出时间的关系Fig.9 Relationshipbetweensuperheatandliquidcolumndischargetime图10示出了过热度为30时U形管内的液柱在 1.35s 内被逐渐推出管外的现象。在早期 U形管内的液柱存在倒吸现象，这是由于使用 VOF模型的特性，腔内空间压力小于大气压，导致液体两侧空间气压不一致。在初始化阶段，水柱两端未达到平衡，沸腾作用使腔内压力升高才逐渐与外界达到平衡，并逐渐将液柱推出至管外。图 10 过热度为 30时的液柱移动过程Fig.10 Dischargeprocessoftheliquidcolumnat30ofsuperheatdegree2.5 过热度对气泡脱离时间的影响蒸发腔内压力的增大来自于沸腾中气泡的演化速率，压力的提高可以带动管内液柱更快运动，因此气泡的脱离时间是判定沸腾现象的一项指标。图 11 示出了不同过热度下的气泡脱离时间与热流密度之间的关系。图 11 气泡脱离时间与热流密度的关系Fig.11 Relationshipbetweenbubbledeparturetimeand heatflux从图中可以看出，当过热度为 10时，气泡脱离时间为0.118s，此时热流密度32kW/m2。当过热度为20时，气泡脱离时间为0.107s，此时的热流密度为61kW/m2。过热度提升到30时，气泡脱离时间 0.079s，此时热流密度为 92kW/m2。当过热度为 40时，气泡脱离时间为 0.023s，此时加热面处的热流密度上升到 131kW/m2。当过刘圣春，等：环路热管蒸发腔内池沸腾的模拟研究54FLUID MACHINERYVol.51，No.2，2023热度为 50时，气泡脱离时间为 0.021s。当过热度从 40提升到 50时，热流密度大约提高了 23kW/m2，但气泡脱离时间减小不足 0.01s，由此说明当过热度较高时，对气泡脱离时间影响不大。3 结论（1）在封闭空间池沸腾状态下，热流密度平均值随着过热度的提高而增大。随着热流密度增大，在相同面积内的沸腾气泡的体积占比也逐渐增大，当过热度从10增大至50时，相同面积内的气泡占比大致分别为 9%，10%，18%，22%，30%。（2）随着过热度的提高，沸腾过程中腔内相对压力的上升趋势逐渐增大。当过热度为 10时，压力曲线最为平缓，计算结束时腔内相对压力为18kPa。过热度为50的压力上升趋势最大，当计算完成时腔内相对压力为 22.5kPa。（3）过热度对 U 形管内液柱的排出时间与加热面处气泡的脱离时间有相似影响。当过热度较低时，提升过热度后液柱排出时间和气泡脱离时间明显缩短，对沸腾有促进作用。当过热度超过40时，液柱排出时间曲线明显放缓，对沸腾现象提升不大，每个工况的脱离时间仅减小 0.25s，同时气泡脱离的时间缩短不足 0.01s。参考文献：1 李美萱，郭春梅，李勇刚，等.严寒地区热管式太阳能 PV/T 系统性能的试验研究 J.流体机械，2021，49（12）：19-25.LIMX，GUOCM，LIYG，etal.ExperimentalstudyonperformanceofheatpipesolarPV/Tsysteminseverecoldarea J.JournalofChemicalIndustryandEngineering，2021，49（12）：19-25.2 徐笑锋，章学来，张宇迪，等.基于双温储能热管的余热回收装置系统设计与试验研究 J.流体机械，2018，46（9）：59-63.XUXF，ZHANGXL，ZHANGYD，etal.Systemdesignandexperimentalresearchofwasteheatrecoverydevicebasedondualtemperatureenergystorageheatpipe J.JournalofChemicalIndustryandEngineering，2018，46（9）：59-63.3 JOHNCC.Correlationforboilingheattransfertosaturatedfluidsinconvectiveflow J.Industrial&EngineeringChemistryProcessDesignandDevelopment，1966，5（3）：322-329.4 CAMPBELLNAF，HAWLEYJG，LEATHARDMJ，etal.Nucleateboilinginvestigationsandtheeffectsofsurfaceroughness J.SAETechnicalPaper，1999.5 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