液氫溫區(qū)單環(huán)路脈動熱管數(shù)值模擬及流動傳熱分析

液氫溫區(qū)單環(huán)路脈動熱管數(shù)值模擬及流動傳熱分析

隨著電子芯片的簡化，局部熱通量達到10。工質(zhì)對PHP的傳熱性能有很大影響，它不僅決定了PHP的管道臨界直徑，而且不同工質(zhì)PHP的換熱能力有很大不同另一方面，研究PHP傳熱機理的手段也得到了極大發(fā)展。隨著計算機內(nèi)存的擴大，計算速度的加快及算法的優(yōu)化，計算流體動力學(xué)（computationalfluiddynamics,CFD）數(shù)值模擬被大量運用于分析PHP的流動及傳熱特性。劉向東等綜上所述，液氫溫區(qū)脈動熱管的實驗研究已經(jīng)積累了一定的研究成果，CFD數(shù)值模擬也被廣泛地應(yīng)用到PHP理論分析中，同時有效性得到驗證，但尚未發(fā)現(xiàn)針對液氫溫區(qū)PHP的CFD模擬研究，啟動階段及運行階段脈動熱管管內(nèi)的壓力變化，以及壓力變化與脈動熱管流動方式的關(guān)系，在以往的CFD數(shù)值模擬中均未發(fā)現(xiàn)相關(guān)報道。由于氫的密度、汽化潛熱遠小于常溫工質(zhì)，飽和壓力對溫度的導(dǎo)數(shù)dp1氣液界面變化在本研究中，采用VOF方法追蹤PHP中氣液界面。VOF方法流動及傳熱的控制方程見式(2)～式(5)連續(xù)性方程動量守恒方程能量守恒方程動量方程和能量方程所求解出的速度場和溫度場被氣相和液相流體共享在PHP運行過程中，發(fā)生在氣液界面上的傳熱和傳質(zhì)是引起界面變化根本原因蒸發(fā)（T>T冷凝（T<T2數(shù)值模型的建立PHP管徑必須足夠小，才能使工質(zhì)在管道中呈氣液塞分布，此時，脈動熱管的臨界直徑D密度和表面張力是關(guān)于溫度的函數(shù)，那么PHP的臨界直徑同樣依賴于工質(zhì)的運行溫度，圖1表示的是氫工質(zhì)脈動熱管的臨界直徑與運行溫度的關(guān)系，在實驗中取脈動熱管的內(nèi)徑為2.3mm，此時對應(yīng)的最高工作溫度為28.6K。當(dāng)運行溫度低于此溫度時，該值均小于臨界直徑，滿足PHP運行條件。由式(11)可知，重力和表面張力在內(nèi)徑的選擇上起到了重要作用，由于本文所建立的是二維模型，相當(dāng)于將物理模型沿紙面拉伸1m從以上量綱分析可知，在相同表面張力的作用下，二維模型的內(nèi)徑為三維模型內(nèi)徑的一半。因此在模擬中內(nèi)徑為實驗內(nèi)徑的二分之一至1.15mm，汪健生等由以上分析，本文建立了單環(huán)路PHP的二維數(shù)值模型，如圖2(a)所示，垂直放置并采用底部加熱模式。蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段的長度分別為51.5mm、100mm和51.5mm。工質(zhì)為氫，充液率為80%。在本研究中，作出了以下假設(shè)：(1)忽略壁面厚度；(2)氣體密度遵循理想氣體狀態(tài)方程，其余物性為溫度的函數(shù)；(3)飽和溫度為壓力的函數(shù)；(4)流動為層流。為了保證網(wǎng)格的質(zhì)量和改善計算精度，在模擬中采用ICEM生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。圖2(b)展示了部分蒸發(fā)段的網(wǎng)格示意圖，近壁面處的網(wǎng)格被加密。根據(jù)實際的物理過程，整個模擬過程分為3個階段。(1）初始階段實際過程中工質(zhì)充注到PHP后，由于毛細作用，工質(zhì)在PHP內(nèi)會隨機形成交替分布的氣塞和液塞。在模擬時，為了得到這種氣液塞隨機分布狀態(tài)，初始化后，將所有壁面邊界條件設(shè)置為冷凝段溫度（19K）。初始時，管內(nèi)工質(zhì)的溫度也與此相同，因此在初始化時，將管內(nèi)壓力設(shè)置為初始溫度對應(yīng)狀態(tài)下的飽和壓力。(2）啟動階段管內(nèi)形成相對穩(wěn)定的氣液塞分布后，蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段的邊界條件分別為：恒熱通量、絕熱和恒溫。維持冷凝段的溫度為19K，蒸發(fā)段的熱通量為加熱量與蒸發(fā)段的表面積之比。(3）穩(wěn)定階段當(dāng)蒸發(fā)段溫度在小范圍周期振蕩即認為PHP已經(jīng)達到穩(wěn)定階段。模擬中在啟動成功并且溫度達到穩(wěn)定后，逐漸提高蒸發(fā)段的加熱量，以分析其對PHP傳熱性能的影響。本模擬中，所有控制方程由基于有限體積法的軟件Fluent求解。PISO(pressureimplicitsplittingofoperator）算法用于迭代離散方程，壓力的差值格式為PRESTO!格式，動量和能量方程的迭代采用二階迎風(fēng)差分格式。模擬中測試結(jié)果顯示采用默認的松弛因子就可以獲得收斂的結(jié)果。用于計算的時間步長為103結(jié)果與討論3.1加熱功率對熱阻的影響為了檢驗網(wǎng)格獨立性，驗證數(shù)值結(jié)果的可靠性，采用了4種不同的網(wǎng)格，并計算得出了相應(yīng)的網(wǎng)格數(shù)對應(yīng)的熱阻，如圖3所示?？紤]數(shù)值模擬的計算精度，在本研究中網(wǎng)格數(shù)量取為58772。為了驗證數(shù)值模型的有效性，將模擬結(jié)果與文獻圖4給出了模擬與實驗熱阻的對比，可以看出兩者具有良好的一致性，最大的熱阻誤差不超過15%，這是因為在模擬過程中會不可避免地由于幾何建模、假設(shè)條件等引入數(shù)值誤差，并且模擬與實驗的邊界條件不可能完全相同，導(dǎo)致模擬與計算存在一定誤差。從圖4中可以看出，在充液率為80%的實驗工況下，隨著加熱功率的增加，脈動熱管的熱阻逐漸減小，但熱阻變化率隨著加熱功率的增加而降低，CFD數(shù)值模擬得到了與之相接近的變化趨勢。這是因為當(dāng)加熱功率增加后，蒸發(fā)段的工質(zhì)更容易發(fā)生核態(tài)沸騰，液膜蒸發(fā)速度加快，相變速率提高，導(dǎo)致脈動熱管內(nèi)工質(zhì)的振蕩頻率提高，從而提高了傳熱性能降低了熱阻。隨著加熱功率的增加，熱阻逐漸趨于穩(wěn)定。這是由于脈動熱管流動需要克服的流動阻力，由于充液率較高，管內(nèi)工質(zhì)的流動更接近單相流，熱阻隨著加熱功率的變化更容易達到穩(wěn)定。3.2壓力分布的變化當(dāng)工質(zhì)充注到PHP后，由于毛細作用管內(nèi)的工質(zhì)會形成隨機分布的氣塞與液塞，圖5為初始階段管內(nèi)氣體體積分?jǐn)?shù)分布及壓力分布云圖。從整體圖上看，PHP內(nèi)部的壓力存在一個梯度，高壓區(qū)位于蒸發(fā)段，最高壓力出現(xiàn)在蒸發(fā)段的底部，兩個通道沿著冷凝段方向壓力逐漸下降，這是由于重力在初始階段的氣液分布與壓力分布中起到了重要作用。在局部區(qū)域，壓力波動下降，高壓與低壓相互交錯，圖6展示了軸線方向上[P-Q是圖2(a)中蒸發(fā)段右側(cè)的直管段部分]壓力與對應(yīng)位置的體積分?jǐn)?shù)的變化?？梢园l(fā)現(xiàn)壓力的變化和氣液分布存在一定的相關(guān)性，高壓區(qū)域?qū)?yīng)著氣塞位置，低壓區(qū)域?qū)?yīng)液塞位置。氣塞和液塞間存在清晰的相界面，界面之間存在一個明顯的壓力跳躍3.3第1階段：壓力下的工質(zhì)流動脈動熱管的啟動與管內(nèi)壓力的變化息息相關(guān)，在啟動階段，蒸發(fā)段與冷凝段依舊由于重力的影響而存在壓差，但由于液體的蒸發(fā)和冷凝使PHP內(nèi)壓力變化的量級遠大于此，因此可以忽略蒸發(fā)段和冷凝段的壓差，通過監(jiān)測脈動熱管蒸發(fā)段內(nèi)點6經(jīng)過初始階段的計算，脈動熱管內(nèi)形成了隨機分布的氣塞和液塞。從圖7中A點開始對PHP的蒸發(fā)段施加恒熱通量邊界條件，脈動熱管開始進入啟動階段。蒸發(fā)段的壁面被加熱，內(nèi)部的流體發(fā)生核態(tài)沸騰，一些汽化核心隨機形成，產(chǎn)生小氣泡，原來處于蒸發(fā)段的氣塞也會隨著液膜蒸發(fā)而膨脹，由于PHP蒸發(fā)段的加熱面是對稱布置的，蒸發(fā)段兩根通道內(nèi)的氣塞會由于膨脹作用同時向冷凝段運動，圖8(a)展示了蒸發(fā)段右側(cè)通道P-Q的氣塞變化。與此同時，在冷凝段中由于PHP壓力升高導(dǎo)致飽和溫度升高，氣塞溫度低于飽和溫度，氣塞開始冷凝，逐漸縮小為小氣泡，原來的小氣泡冷凝為液相，如圖8(b)所示。此階段工質(zhì)在通道內(nèi)同時向上流動。隨著蒸發(fā)段氣塞液膜的不斷蒸發(fā)，氣泡合并，蒸發(fā)段中氣塞逐漸變長，脈動熱管內(nèi)的壓力也不斷增加。2.4s時脈動熱管內(nèi)的壓力與氣體體積分?jǐn)?shù)分布如圖9(a)所示，可以發(fā)現(xiàn)蒸發(fā)段左右兩側(cè)通道內(nèi)的壓力明顯不同，左側(cè)通道內(nèi)的壓力低于右側(cè)通道的壓力。這是因為汽化核心的產(chǎn)生位置與蒸發(fā)作用都具有一定的隨機性，蒸發(fā)段的氣塞數(shù)量、大小因此會產(chǎn)生差異，氣液分布狀態(tài)發(fā)生了變化，PHP蒸發(fā)段左右兩側(cè)通道出現(xiàn)壓差。當(dāng)壓差足夠克服重力和剪切力時，管內(nèi)工質(zhì)開始向同一方向的流動，如圖9(b)所示，在此工況中，PHP內(nèi)的工質(zhì)最開始沿順時針方向流動。而此時PHP整體的壓力仍在增加，直到3.3s附近，氣塞即將運動到冷凝段，壓力達到最高值（圖7中B點）。如圖9(b)所示，此階段工質(zhì)的流動方式為單方向循環(huán)流動。PHP的壓力最高值對應(yīng)飽和溫度的最高值，蒸發(fā)段的工質(zhì)需要達到更高的溫度才能發(fā)生核態(tài)沸騰與蒸發(fā)，而此時工質(zhì)剛剛從冷凝段到達蒸發(fā)段，需要較長的加熱時間，因此在3.5～4.0s期間蒸發(fā)段幾乎全部為液相，無法為工質(zhì)運動提供必要的壓力。由于慣性作用，工質(zhì)會繼續(xù)向前流動一段時間后轉(zhuǎn)變流動方向，如圖10所示。隨著氣塞在運動中冷凝使管內(nèi)壓力降低，飽和溫度降低，蒸發(fā)段的工質(zhì)重新開始發(fā)生核態(tài)沸騰，產(chǎn)生小氣泡，壓力開始回升（圖7中C點）。由于工質(zhì)的逆向流動，使蒸發(fā)段右側(cè)通道的工質(zhì)在蒸發(fā)段的加熱時間比左側(cè)通道的工質(zhì)加熱時間長，因此它會比左側(cè)通道更早發(fā)生核態(tài)沸騰，產(chǎn)生更多的氣泡，如圖10中4.2s所示。此時，工質(zhì)的流動方式為逆向流動。隨著加熱的進行，蒸發(fā)段左右兩側(cè)出現(xiàn)核態(tài)沸騰現(xiàn)象，同時冷凝段的氣塞也相繼液化，如圖11所示。PHP兩根通道中的工質(zhì)重新開始同時向上流動。由于右側(cè)通道比左側(cè)通道具有更多氣塞，工質(zhì)比上一次更早形成單方向循環(huán)流，氣塞更快地到達冷凝段，使得管內(nèi)壓力的峰值（圖7中D點）低于第一次的峰值（圖7中B點），并在隨后工質(zhì)改變流動方向，完成第二次循環(huán)。隨著循環(huán)的進行，壓力的振蕩趨于穩(wěn)定，PHP進入穩(wěn)定階段。3.4蒸發(fā)段流體的溫度波動在穩(wěn)定運行過程中，脈動熱管中的流動主要為順時針循環(huán)流，這種流動方式使通道出現(xiàn)上升管和下降管，工質(zhì)順時針流動時，左側(cè)通道為上升管而右側(cè)通道為下降管。工質(zhì)的溫度與氣體體積分?jǐn)?shù)分布如圖12所示，可以發(fā)現(xiàn)上升管中流體的溫度始終高于下降管中流體的溫度。這是因為下降管中的流體剛經(jīng)過冷凝段的冷卻，流體溫度較低；而上升管中的流體在蒸發(fā)段經(jīng)過了充分加熱，在上升管發(fā)生核態(tài)沸騰，產(chǎn)生氣泡，氣泡相互合并形成氣塞，將工質(zhì)分隔為氣液塞分布狀態(tài)，到達冷凝段后冷凝。工質(zhì)的溫度變化是判斷PHP是否成功啟動的重要指標(biāo)。PHP內(nèi)的溫度變化如圖13所示，溫度振蕩的峰值均已在圖中標(biāo)出。其中，T與圖7壓力變化曲線對比可以發(fā)現(xiàn)，蒸發(fā)段壁面溫度的變化與壓力的變化趨勢相同，但在啟動階段溫度的峰值所對應(yīng)的時間（2.8s和5.3s）明顯早于壓力峰值所對應(yīng)的時間（3.3s和5.8s）。開始時，PHP的溫度振蕩較大，主要是因為剛開始PHP中工質(zhì)運動速度較小，蒸發(fā)段的氣塞持續(xù)蒸發(fā)，部分液膜被蒸干，氣塞直接接觸壁面，導(dǎo)致氣塞及蒸發(fā)段的壁面溫度急劇升高。而當(dāng)工質(zhì)開始循環(huán)流動后（2.4s后），絕熱段的流體進入蒸發(fā)段，使蒸發(fā)段的壁面溫度開始急劇下降，隨著工質(zhì)的不斷流動，壁面溫度也開始趨于穩(wěn)定。值得一提的是，蒸發(fā)段流體的平均溫度則可能會低于冷凝段流體的平均溫度。這是由于流體速度較高，從冷凝段流向蒸發(fā)段的冷流體在蒸發(fā)段尚未被充分加熱的原因。3.5加熱功率對fft分析的影響在模擬中改變蒸發(fā)段的熱通量，使加熱量逐漸從0.27W增加到1W，得到了PHP溫度隨加熱量的變化曲線，如圖14所示。在0.27W加熱量下，蒸發(fā)段壁面溫度有規(guī)律地振蕩，當(dāng)加熱量升高到0.5W時，壁面溫度小范圍升高，隨后穩(wěn)定，而在0.5W和0.75W加熱功率下，PHP的壁面溫度振幅很小，在功率增加到1W時，振幅突然增加，而當(dāng)加熱量增加到1.25W后，壁面溫度振幅逐漸發(fā)散，溫差增加，傳熱逐漸惡化。從圖14中可以發(fā)現(xiàn)，在穩(wěn)定運行階段，溫度的振蕩有周期性，對不同功率下穩(wěn)定運行階段的溫度進行快速傅里葉變換（FFT），得到的信號強度與頻率的關(guān)系如圖15所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn)各個功率下FFT分析均存在一個顯著的峰值，對應(yīng)的頻率如圖中所示。這說明PHP在穩(wěn)定運行階段存在顯著的周期性，運行頻率隨著加熱功率的升高而升高，而當(dāng)加熱功率達到一定值時，運行頻率趨于穩(wěn)定。通過與熱阻的變化（圖4）進行對比，可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)加熱功率較低時，溫度振蕩的周期長，頻率小，熱阻大，隨著加熱功率的升高，溫度振蕩頻率加快并趨于穩(wěn)定，PHP的傳熱熱阻隨著振蕩頻率的加快而減小，并最終趨于穩(wěn)定。4初始階段適當(dāng)影響加熱功率的影響本文對單環(huán)路液氫溫區(qū)PHP建立了2D模型，利用CFD數(shù)值模擬研究方法，分析了其在80%充液率下的流動及傳熱特性，研究了不同階段PHP內(nèi)壓力分布與溫度變化。結(jié)果表明，CFD數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果誤差小于15%，脈動熱管的熱阻隨著加熱功率的增加先減小而后不變。初始階段PHP內(nèi)氣塞與液塞交替形成，由于重力影響，PHP內(nèi)壓力存在明顯的梯度，局部位置由于氣液黏性的不同，導(dǎo)致壓力呈高低交錯分布。當(dāng)有熱量輸入后，工質(zhì)經(jīng)歷了兩次通道內(nèi)同時向上流動、單向循環(huán)流和逆向流動的過程完成了啟動進入穩(wěn)定階段，此時PHP的主要流動形式是順時針循環(huán)流，蒸發(fā)段壁面溫度的變化與壓力的變化趨勢相同，在穩(wěn)定階段呈有規(guī)律的周期波動。不同加熱功率下，溫度振蕩的頻率不同，