天線陣面沸騰換熱的數(shù)值分析及優(yōu)化

殷翔,錢吉裕,孔祥舉,吳華根,曹鋒

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 710049, 西安; 2.中國(guó)電子科技集團(tuán)第14研究所, 210039, 南京)

天線陣面沸騰換熱的數(shù)值分析及優(yōu)化

殷翔1,錢吉裕2,孔祥舉2,吳華根1,曹鋒1

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 710049, 西安; 2.中國(guó)電子科技集團(tuán)第14研究所, 210039, 南京)

為研究雷達(dá)天線陣面的冷卻降溫效果,建立了兩相流蒸發(fā)冷卻模型,并著重分析了沸騰換熱在局部高熱流密度條件下的換熱能力,局部熱流高達(dá)800 kW/m2。采用VOF模型結(jié)合用戶自定義控制方程,數(shù)值計(jì)算三維流道內(nèi)的沸騰傳熱現(xiàn)象,從氣液流動(dòng)趨勢(shì)上尋找阻礙換熱的因素。結(jié)果表明:VOF模型能較好地用于分析氣液兩相流動(dòng)中的層狀流、泡狀流以及氣液流動(dòng)趨勢(shì);通過減小彎道處過流面積提高局部流速的方法可以緩解氣相在彎道處的匯聚,消除了0.9 K的局部過熱;對(duì)于單側(cè)高熱流蒸發(fā)的數(shù)值分析,蒸發(fā)控制方程的調(diào)節(jié)系數(shù)在500左右為宜。溫度計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致,總體偏差5K左右,數(shù)值分析可以用于研究冷板的沸騰換熱。

VOF模型;蒸發(fā)冷卻;沸騰換熱;數(shù)值計(jì)算

在電子設(shè)備領(lǐng)域,電流的發(fā)熱現(xiàn)象普遍存在且嚴(yán)重危害著設(shè)備的正常使用,因而對(duì)電子設(shè)備的冷卻降溫研究顯得非常重要。尤其是在具有較高熱流密度的電子設(shè)備上,冷卻不足往往導(dǎo)致設(shè)備過熱損壞,而常規(guī)熱容冷卻方式受冷卻極限和運(yùn)行結(jié)構(gòu)的制約,很難在這一領(lǐng)域滿足實(shí)際應(yīng)用[1]。中國(guó)科學(xué)院電工研究所將蒸發(fā)潛熱冷卻方式應(yīng)用到大型電機(jī)的定子冷卻領(lǐng)域,但依舊以實(shí)驗(yàn)為主要研究方式[2]。

在低熱流密度沸騰換熱方面,實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的研究都有所發(fā)展[3-4],但數(shù)值計(jì)算傳質(zhì)傳熱的精度總體偏低。姜彭采用CFX相變蒸發(fā)模型研究水霧冷卻的換熱性能,數(shù)值計(jì)算與實(shí)驗(yàn)的溫差在10 K左右[5]。在高熱流領(lǐng)域,數(shù)值研究基本限于微細(xì)通道內(nèi)以及微觀結(jié)構(gòu)表面的氣泡動(dòng)力行為方面。顓瑞等對(duì)高熱流微細(xì)通道作了數(shù)值研究,觀察了氣泡的產(chǎn)生及湮滅過程,但沒有相關(guān)實(shí)際應(yīng)用的數(shù)值研究[6-7]。國(guó)外許多學(xué)者采用VOF模型數(shù)值研究微觀表面的沸騰現(xiàn)象,以及微細(xì)通道內(nèi)的氣泡生長(zhǎng)[8-9]?？傮w而言,數(shù)值研究蒸發(fā)冷卻技術(shù)在實(shí)際三維換熱器中的應(yīng)用相對(duì)較少,而在高熱流領(lǐng)域,傳熱傳質(zhì)涉及的問題更為復(fù)雜,傳熱性能以及流動(dòng)性能較一般流動(dòng)差異較大。常規(guī)流道較微細(xì)通道的數(shù)值研究條件更為苛刻,而局部具有高熱流密度的沸騰傳熱特性與一般流動(dòng)的差異性就更大了。

本文考慮雷達(dá)天線的運(yùn)動(dòng)特性以及局部具有較高熱流密度的特征,著重采用數(shù)值方法研究冷板換熱器的蒸發(fā)冷卻技術(shù),主要涉及管道內(nèi)沸騰過程的流動(dòng)以及傳熱傳質(zhì)問題。通過對(duì)矩形蛇形管流道內(nèi)的沸騰特性、傳熱傳質(zhì)、氣泡特性以及冷卻效果采用FLUENT軟件結(jié)合用戶自定義控制方程進(jìn)行著重研究分析,同時(shí)結(jié)合實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,為高熱流電子設(shè)備蒸發(fā)冷卻換熱器的設(shè)計(jì)提供了指導(dǎo)。

1 沸騰傳熱控制理論

沸騰傳熱過程因流動(dòng)以及傳熱傳質(zhì)的復(fù)雜性,使得其發(fā)展處于半經(jīng)驗(yàn)半理論甚至更多依靠經(jīng)驗(yàn)的狀態(tài),而實(shí)驗(yàn)又很難研究流動(dòng)的內(nèi)部狀態(tài),數(shù)值研究相應(yīng)地彌補(bǔ)了這方面的不足。其中,最復(fù)雜部分是在沸騰過程中氣相與液相的傳熱傳質(zhì)問題上。沸騰管內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)受管壁面微觀結(jié)構(gòu)、氣泡形態(tài)以及氣泡尾流或氣相二次流等因素的影響,本文在研究三維流道的換熱性能時(shí)忽略了這些因素,以保證數(shù)值研究在三維實(shí)體模型中的可實(shí)現(xiàn)性,同時(shí)假設(shè)氣泡為規(guī)則球體且氣泡直徑為定值、氣液相界面光滑。本文從微元層面分析某一網(wǎng)格單元體內(nèi)的傳熱傳質(zhì)情況,從而模擬計(jì)算三維流道內(nèi)的流動(dòng)及換熱效果。

1.1 氣泡動(dòng)力特性

1.1.1 相間傳熱傳質(zhì) 假設(shè)在某一網(wǎng)格區(qū)域產(chǎn)生某一球狀氣泡,氣泡的平面截圖如圖1所示,圓弧為相界面。VOF模型采用線性插值取代實(shí)際相界面,當(dāng)網(wǎng)格步長(zhǎng)遠(yuǎn)小于氣泡直徑時(shí),這種相界面處理方法產(chǎn)生的數(shù)值誤差是非常小的。

圖1 VOF模型氣液界面插值

氣相和液相受熱流驅(qū)使,質(zhì)量和熱量的轉(zhuǎn)換是在球形界面上完成的。初始時(shí)刻,流動(dòng)區(qū)域均為溫度不大于飽和溫度的過冷或飽和液體,受熱升溫后,貼近壁面部分流體溫度首先升高,形成熱邊界層。當(dāng)邊界層內(nèi)某一微小區(qū)域溫度大于對(duì)應(yīng)條件下工質(zhì)的飽和溫度時(shí),可以認(rèn)為液體“熱量多余”,這部分“多余熱量”需轉(zhuǎn)換為氣相的潛熱,從而使得兩相狀態(tài)的溫度值在飽和溫度附近,保證數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況相符。這部分的轉(zhuǎn)換方式是通過源項(xiàng)形式實(shí)現(xiàn)的,因而問題的復(fù)雜性便落到如何控制氣相和液相之間熱量和質(zhì)量的轉(zhuǎn)換上。

基于前文假設(shè),某一光滑相界面在特定條件下的傳輸質(zhì)量由Hertz Knudsen方程給出

(1)

式中:M為流體的相對(duì)分子質(zhì)量;R為氣體常數(shù);P*為相界面上氣相一側(cè)局部壓力。

數(shù)值計(jì)算控制方程一般采用溫度值作為控制變量,式中含有壓力不利于數(shù)值研究。這里的傳質(zhì)問題是發(fā)生在飽和狀態(tài)點(diǎn)附近,Clausius Claperyron方程描述為

(2)

當(dāng)P*足夠靠近飽和狀態(tài)點(diǎn)時(shí)

(3)

此時(shí),三維模型的單位體積質(zhì)量源項(xiàng)為

(4)

實(shí)際流動(dòng)過程中流道內(nèi)壓降比較小,為了方便數(shù)值研究,將流體飽和溫度設(shè)為定值。令

(5)

在同一狀態(tài)條件下,γ為定值常數(shù)。氣泡直徑往往難以準(zhǔn)確獲得,實(shí)際操作中發(fā)現(xiàn),針對(duì)R134a或R22工質(zhì)的沸騰傳熱研究,非惡劣工況下γ的取值在100～500之間,數(shù)值計(jì)算結(jié)果更貼近實(shí)驗(yàn)觀察。

此時(shí),微小單元內(nèi)的潛熱與顯熱的轉(zhuǎn)換能量SE=ΔhS,SE為能量控制方程內(nèi)的能量源項(xiàng)。

1.1.2 氣泡動(dòng)力特性 從傳熱角度看,過冷流體內(nèi)的氣泡生長(zhǎng)過程主要受壁面熱流和Manrangoni熱流影響[10],流體的表面張力隨著溫度的升高而降低,在熱邊界層內(nèi)會(huì)產(chǎn)生表面張力梯度,氣液相界面產(chǎn)生Manrangoni驅(qū)動(dòng)力會(huì)抑制氣泡生長(zhǎng)。當(dāng)壁面過熱度進(jìn)一步提高,壁面熱流遠(yuǎn)高于Manrangoni熱流時(shí),氣泡急劇生長(zhǎng),流動(dòng)演化為核態(tài)沸騰狀態(tài),傳熱系數(shù)和熱流密度急劇增大。圖2中Fm為Manrangoni驅(qū)動(dòng)力,Fe為表面張力,共同抑制氣泡生長(zhǎng);Fb為氣泡在熱壁面高熱流的驅(qū)動(dòng)下產(chǎn)生的氣泡膨脹力,促使氣泡成長(zhǎng)。

圖2 氣泡受力分布圖

此外,氣泡在生長(zhǎng)過程受到的其他力包括氣液相界面壓力波動(dòng)產(chǎn)生的壓力、促使氣泡脫離壁面的力,以及體積力和實(shí)際管道流動(dòng)中產(chǎn)生的一系列暫不可知的復(fù)雜力,對(duì)于這些力在本文分析氣泡動(dòng)力特性中均忽略不計(jì)。

1.2 數(shù)值計(jì)算控制方程

為了能更好地?cái)?shù)值研究氣泡的流動(dòng)特性,本文采用追蹤相界面的方法,即利用VOF模型研究沸騰換熱流動(dòng)。VOF模型處理相界面采用線性插值取代實(shí)際界面的方法,這樣的處理方式使得數(shù)值計(jì)算的相界面與實(shí)際界面吻合程度較高,但會(huì)有微小程度的數(shù)值擴(kuò)散,尤其當(dāng)網(wǎng)格單元步長(zhǎng)與氣泡尺寸相當(dāng)或更大時(shí),這種擴(kuò)散使得計(jì)算結(jié)果質(zhì)量不守恒,產(chǎn)生錯(cuò)誤的結(jié)果,因而網(wǎng)格單元步長(zhǎng)需嚴(yán)格控制?？紤]計(jì)算機(jī)性能限制,一般網(wǎng)格步長(zhǎng)取0.5～1 mm為宜,微細(xì)通道研究應(yīng)選得更小。

正是由于這種追蹤相界面的處理方法,使得研究對(duì)象質(zhì)量守恒方程是通過求解每一相的體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程實(shí)現(xiàn)的。本文研究對(duì)象為液相和氣相,其中液相和氣相體積分?jǐn)?shù)方程分別為

(6)

(7)

當(dāng)液相蒸發(fā)為氣相時(shí),有一部分流體的顯熱轉(zhuǎn)化為氣相的潛熱;當(dāng)氣相冷凝為液相時(shí),勢(shì)必有一部分氣相的潛熱轉(zhuǎn)化為流體的顯熱。計(jì)算中流體表征溫度參數(shù)體現(xiàn)為顯熱,氣液焓差表征為潛熱。潛熱無(wú)法直接體現(xiàn)在能量方程中,即而采用源項(xiàng)形式處理顯熱與潛熱之間的轉(zhuǎn)化問題。能量控制方程為

(8)

SE的作用體現(xiàn)為潛熱與顯熱的轉(zhuǎn)化。

VOF模型的動(dòng)量方程是對(duì)混合相求解單一方程實(shí)現(xiàn)的,動(dòng)量的損失體現(xiàn)為壓力的損失,本文研究中因壓降較小,故忽略動(dòng)量損失。動(dòng)量方程為

(9)

式中:F為動(dòng)量源項(xiàng),體現(xiàn)為表面張力、壁面黏附力對(duì)動(dòng)量的影響。

2 物理模型

實(shí)驗(yàn)研究中,采用發(fā)熱電阻貼合在具有蛇形流道的冷板上來(lái)模擬雷達(dá)天線陣面的發(fā)熱及降溫過程。如圖3a所示,冷板與水平面的夾角記為θ,用以模擬雷達(dá)天線在轉(zhuǎn)動(dòng)過程中重力加速度方向與流動(dòng)方向的變化關(guān)系。本文選取θ=0°,45°,90°,135°,180°共5種工況作針對(duì)性研究。圖3b給出了10個(gè)加熱單元的位置編號(hào)。

冷板流道區(qū)域采用1 mm步長(zhǎng)的結(jié)構(gòu)體網(wǎng)格,固體冷板區(qū)域采用分塊處理的1 mm步長(zhǎng)結(jié)構(gòu)體網(wǎng)格,網(wǎng)格總數(shù)在250萬(wàn)左右。工質(zhì)采用R134a,物性參數(shù)以NIST查詢數(shù)據(jù)為基礎(chǔ),采用小區(qū)間線性插值方式嵌入FLUENT材料庫(kù)。工作壓力為1.68 MPa,飽和溫度為333 K,進(jìn)口過冷度為5K,流量為0.1 m3/h,環(huán)境溫度為293 K,每個(gè)加熱單元功率為200 W,熱流密度約800 kW/m2。計(jì)算模型采用VOF模型,同時(shí)考慮Marangoni效應(yīng)。

(a)冷板結(jié)構(gòu)示意圖

(b)加熱單元編號(hào)

3 結(jié)果分析

3.1 整體分析

過冷工質(zhì)從進(jìn)口流入冷板換熱器,在第一個(gè)加熱單元附近溫度升至飽和溫度,溫度梯度較大,繼續(xù)吸熱產(chǎn)生相變之后形成兩相沸騰流動(dòng)。在工況1～3下,當(dāng)壁面受熱產(chǎn)生氣泡之后,由于相間力不足以克服重力的作用,氣相在重力加速度影響下,在貼近發(fā)熱單元一側(cè)聚集,形成分層流動(dòng),使得高熱流壁面直接與氣相接觸,從一定程度上抑制了蒸發(fā)傳熱。圖4a為形成層狀流動(dòng)的氣相體積分?jǐn)?shù)φ分布圖。在工況4、5下,氣泡在壁面產(chǎn)生之后,隨即上浮至遠(yuǎn)離加熱單元一側(cè),使得氣相能與主流充分進(jìn)行質(zhì)、熱交換,形成泡狀流,充分保證了高熱流壁面與冷流體(液相)接觸換熱,換熱性能較好。圖4b為形成泡狀流的氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖。

圖4b取自蛇形管道某一連續(xù)彎道的直管段處。本文研究發(fā)現(xiàn),氣液兩相流體在流經(jīng)彎道時(shí)并不是均勻的層狀流,氣液相微小單元在相間作用力以及表面張力等綜合作用下流經(jīng)彎道時(shí),氣相會(huì)在彎道處匯聚。當(dāng)通過連續(xù)彎道時(shí),氣相主流區(qū)域從上一彎道內(nèi)壁附近流向下一彎道內(nèi)壁區(qū)域。如圖4c所示,陰影部分是氣相主流示意圖,在連續(xù)彎道產(chǎn)生的擾流作用下,氣相主流并不是沿某個(gè)截面直線流動(dòng)。圖4b為沿管道流動(dòng)中心的垂直截面圖,氣相體積分?jǐn)?shù)分布產(chǎn)生了不連續(xù)的現(xiàn)象,這種匯聚趨勢(shì)也正是下文優(yōu)化分析的著重點(diǎn)。模擬結(jié)果同時(shí)顯示,在過冷度同為5K的情況下,工況4、5的初始沸騰時(shí)間要比工況1～3長(zhǎng)近4 s,工況4、5的熱邊界層厚度要明顯小于工況1～3。

(a)層狀流示意圖

(b)泡狀流示意圖

(c)彎道氣相匯聚示意圖

為分析不同加熱單元附近的換熱效果,取工況1、2為研究對(duì)象,分析流經(jīng)每一個(gè)加熱單元的蒸發(fā)量情況,即流經(jīng)加熱單元后氣相體積分?jǐn)?shù)的變化值Δφ。圖5給出了工質(zhì)流經(jīng)每個(gè)加熱單元時(shí)Δφ的變化趨勢(shì),沿流動(dòng)方向整體呈上升趨勢(shì),在出口附近有微小差異。工質(zhì)流經(jīng)每個(gè)加熱單元時(shí),Δφ均有所增加,但增加幅度有所不同。

文獻(xiàn)[11]指出,氣液兩相流動(dòng)的傳熱性能是核態(tài)傳熱和對(duì)流傳熱的綜合作用。氣相的導(dǎo)熱性能差,阻礙換熱,但其流動(dòng)速度比液相大,對(duì)流換熱性能好,總體換熱性能是這兩種因素的綜合作用。加熱單元10附近對(duì)應(yīng)流道內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)較大,氣膜較厚,氣膜直接與高熱流壁面接觸阻礙了液相的蒸發(fā),同時(shí)加熱單元10為最后一個(gè)彎道,流動(dòng)下游產(chǎn)生的擾流作用弱于連續(xù)彎道流動(dòng),故加熱單元10的總體蒸發(fā)量小于其他地方。蛇形管流道氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖(圖4b)顯示,在彎道附近容易產(chǎn)生氣相的匯聚、漩渦,形成流動(dòng)死區(qū),從而使得一部分氣相直接與高熱流壁面長(zhǎng)時(shí)間接觸,產(chǎn)生局部過熱現(xiàn)象,換熱效果變差,過熱程度尤以工況3更為惡劣。

圖5 不同加熱單元的Δφ趨勢(shì)圖

3.2 優(yōu)化分析

本文研究顯示:當(dāng)熱邊界層內(nèi)產(chǎn)生的氣相能較充分地與主流進(jìn)行傳質(zhì)傳熱時(shí),換熱性能較好;反之,氣相在熱邊界層內(nèi)的匯聚部分將抑制換熱。為方便研究,截取蛇形管流道某一處彎道作詳細(xì)分析,重力加速度方向以工況3為準(zhǔn)。

(a)截取彎道氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖

(b)截取彎道溫度分布圖

圖6a、6b分別是截取部分的氣相體積分?jǐn)?shù)以及溫度分布圖。通過流動(dòng)動(dòng)畫顯示:圖中A區(qū)域產(chǎn)生流動(dòng)漩渦,氣相在漩渦中匯聚,使得這部分高熱流壁面直接與氣相接觸,換熱效果變差;B區(qū)域是在重力加速度作用下形成的分層流動(dòng)的氣相匯聚。A、B區(qū)域溫度局部最大值為333.9 K,局部過熱度為0.9 K。氣相微小單元在壁面產(chǎn)生后,在重力、相間力等各種綜合力作用下形成漩渦,產(chǎn)生流動(dòng)死區(qū),不能很好地匯入主流從而使得換熱效果變差。若能使得主流對(duì)氣相的作用力足以克服漩渦產(chǎn)生的綜合力作用,那么此處的匯聚情況便可以得到改善。

為此,對(duì)彎道作減小過流面積處理,圖7a、7b分別是改進(jìn)模型的數(shù)值模擬結(jié)果,結(jié)果顯示圖6a中A區(qū)域的流動(dòng)漩渦消失,且A區(qū)域溫度降至飽和溫度,局部過熱消失。A區(qū)域緊貼著加熱單元中心區(qū)域,熱流密度較高,當(dāng)這部分區(qū)域的壁面與液相充分接觸時(shí),則可改善換熱效果。

(a)改進(jìn)模型氣相體積分?jǐn)?shù)分布圖

(b)改進(jìn)模型溫度分布圖

4 實(shí)驗(yàn)對(duì)比

本文主要從氣液相流動(dòng)特性以及流動(dòng)的宏觀趨勢(shì)來(lái)研究沸騰換熱效果,由于流態(tài)的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證在目前技術(shù)條件下還很難進(jìn)行,因此從加熱單元的溫度值驗(yàn)證了整個(gè)數(shù)值模擬系統(tǒng)的可信性。實(shí)驗(yàn)冷板水平放置于兩相流實(shí)驗(yàn)平臺(tái),工質(zhì)由工質(zhì)泵供給,流經(jīng)干燥過濾器、流量計(jì),進(jìn)入實(shí)驗(yàn)冷板。冷板進(jìn)出口均有試液鏡觀察流動(dòng)情況,實(shí)驗(yàn)觀察到冷板出口確為兩相狀態(tài),且為層狀流,與工況1的計(jì)算結(jié)果一致,隨后工質(zhì)流入冷凝器,最終進(jìn)入儲(chǔ)液罐,完成循環(huán)。

實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證工況下采用R22作為工質(zhì),流量為0.618 t/h,進(jìn)口過冷度約為2 K,加熱單元總功率為1 010 W,溫度為常溫,壓力在1 MPa左右。圖8為加熱單元溫度實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比圖。加熱單元1、2的溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值相差甚微,此處近似為單相管內(nèi)流動(dòng);沸騰現(xiàn)象產(chǎn)生之后,計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值總體趨勢(shì)基本一致,但均低于實(shí)驗(yàn)值5K左右,在兩相蒸發(fā)的數(shù)值計(jì)算中屬于可接受的范圍,計(jì)算結(jié)果可以用于冷板沸騰換熱研究。數(shù)值研究中,加熱單元、擴(kuò)熱板以及冷板之間的傳熱都是理想化的,而實(shí)際實(shí)驗(yàn)過程中傳熱存在接觸熱阻,必然導(dǎo)致加熱單元的總體溫度略高。由于實(shí)驗(yàn)管道中還存在少量不凝結(jié)氣體以及雜質(zhì)等,使得換熱效果變差,對(duì)蒸發(fā)換熱性能影響比較大,而計(jì)算工況都是理想化的純工質(zhì),因此計(jì)算工況的冷卻效果好于實(shí)驗(yàn)工況,加熱單元溫度值總體偏低。

圖8 加熱單元溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比圖

5 結(jié) 論

(1)沸騰傳熱模型中傳熱傳質(zhì)控制量歸結(jié)為γ的選擇。一般地,對(duì)于R134a、R22工質(zhì)在較高熱流密度下,γ選擇在500左右較為適宜,可依據(jù)網(wǎng)格步長(zhǎng)以及熱流大小適當(dāng)?shù)卦龃蠡驕p小γ值?？刂品匠讨?同一狀態(tài)條件下,影響傳質(zhì)的因素有氣泡直徑和調(diào)節(jié)系數(shù)β,這些因素均反映在γ的選取上。

(2)VOF模型能較好地模擬計(jì)算三維流道內(nèi)的分層流動(dòng)和泡狀流動(dòng),從一定程度上反映兩相流動(dòng)的氣液分、聚情況,為改進(jìn)流道以提高換熱系數(shù)提供指導(dǎo)。網(wǎng)格步長(zhǎng)以及時(shí)間步長(zhǎng)需慎重選擇,否則將會(huì)造成質(zhì)量的數(shù)值擴(kuò)散。步長(zhǎng)若與氣泡尺寸相當(dāng)或者更大,則將產(chǎn)生較大的數(shù)值擴(kuò)散,導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果質(zhì)量嚴(yán)重不守恒,致使計(jì)算結(jié)果錯(cuò)誤。

(3)對(duì)于彎道處的氣相匯聚問題,通過減小過流面積提高局部流速的方法可以得到緩解,消除漩渦,從而提高換熱性能。加熱單元溫度值的計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果差異較小,宏觀趨勢(shì)基本一致,數(shù)值方法可以用于冷板沸騰換熱研究。

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(編輯 荊樹蓉)

NumericalInvestigationandOptimizationonBoilingHeatExchangeofAntennaSurface

YIN Xiang1,QIAN Jiyu2,KONG Xiangju2,WU Huanggen1,CAO Fen1

(1.School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China;2.The Fourteenth Institution of China Electronics Technology Group Corporation, Nanjing 210039, China)

The evaporative cooling of two-phase model was established to cool the antenna surface with partial high heat flux.The analysis was focused on the ability of cooling under the local high heat flux of 800 kw/m2.Using VOF model, as well as the governing equation defined by the user, the computation of the boiling heat exchange in the three-dimensional pipe was performed to study the reason of hindering the heat exchange from the flow of the vapor and liquid.Results show that, the model could be well used in the analysis of stratified flow, bubble flow and the flow trend of vapor and liquid in the two-phase flow.Decreasing the flow area of the curved tube and increasing the local velocity could reduce the converging of the vapor.And the local superheat of 0.9 K was dismissed.The coefficient in the evaporation control equation should be increased to about 500 to ensure the accuracy of simulation in the partial high flux model.The overall error of the numerical result was about 5K but the tendency of the temperature was similar with the experiment.So, numerical analysis could be used in the study of the boiling heat exchange for the cold plate.

model of VOF; evaporative cooling; boiling heat exchange; numerical investigation

2014-03-23。

殷翔(1991—),男,碩士生;吳華根(通信作者),男,副教授。

時(shí)間:2014-09-01

10.7652/xjtuxb201411011

TM216.1

:A

:0253-987X(2014)11-0064-06

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