傾斜棒束通道過冷沸騰傳熱模型研究

李宗坤,范廣銘,*,曾曉波,嚴(yán)一鳴,馬富兵

(1.哈爾濱工程大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001;2.哈爾濱工程大學(xué) 黑龍江省核動(dòng)力裝置性能與設(shè)備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江 哈爾濱 150001)

由于相變的存在,過冷沸騰作為一種高效的傳熱方式被廣泛應(yīng)用,因此許多學(xué)者對(duì)過冷沸騰的傳熱計(jì)算開展了相關(guān)研究。隨著傳熱學(xué)的發(fā)展,過冷沸騰傳熱計(jì)算已逐漸從純經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦^渡到半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?再過渡到如今的機(jī)理模型,其中汽泡動(dòng)力學(xué)和壁面熱流分配模型在過冷沸騰熱流密度計(jì)算中的應(yīng)用受到廣泛關(guān)注與研究。

在采取壁面熱流分配機(jī)理模型計(jì)算壁面熱流密度時(shí),汽泡脫離直徑、浮升直徑等參數(shù)對(duì)壁面熱流密度計(jì)算具有很大的影響。Klausner等[1]和Zeng等[2]的汽泡力平衡模型是目前應(yīng)用較多的求解汽泡相關(guān)參數(shù)的模型。在最近的研究中,Akand等[3-4]分別對(duì)豎直加熱壁面和以IVR(implementation of in-vessel retentio)為背景的傾斜加熱壁面的汽泡受力分析開展了相關(guān)研究,并對(duì)汽泡浮升直徑和臨界熱流密度(CHF)進(jìn)行了計(jì)算,計(jì)算得到的汽泡浮升直徑的平均誤差約為9.89%,CHF的平均誤差約為7.2%。基于汽泡動(dòng)力學(xué)研究,王暢等[5]建立了窄矩形通道內(nèi)的過冷流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)計(jì)算關(guān)系式,計(jì)算誤差可控制在±30%以內(nèi)。Ren等[6-8]分別對(duì)汽化核心密度、窄矩形通道汽泡滑移、結(jié)合汽泡動(dòng)力學(xué)的汽泡脫離直徑和汽泡浮升直徑等開展了研究。

對(duì)于壁面熱流分配機(jī)理模型,經(jīng)典RPI模型是廣為接受的機(jī)理模型,該模型最初應(yīng)用于池式沸騰的熱流密度計(jì)算,后來進(jìn)一步發(fā)展到過冷流動(dòng)沸騰中。在RPI模型的基礎(chǔ)上,Sateesh等[9]考慮了豎直加熱壁面的汽泡滑移效應(yīng),Yeoh等[10]基于垂直環(huán)形通道中向上強(qiáng)迫對(duì)流過冷沸騰開發(fā)了壁面熱流分配機(jī)理模型,閆美月[11]針對(duì)矩形通道內(nèi)強(qiáng)迫對(duì)流過冷沸騰建立了壁面熱流分配機(jī)理模型,以達(dá)到計(jì)算矩形通道內(nèi)壁面熱流密度的目的。

目前,壁面熱流分配模型多數(shù)以汽泡力平衡模型為基礎(chǔ),并且在目前所公開的文獻(xiàn)中,多數(shù)研究集中在垂直或水平平板加熱工況。然而,實(shí)際情況中存在一些特殊的棒束通道,如傾斜安裝的換熱器、海洋核動(dòng)力浮動(dòng)平臺(tái)或海洋條件下船舶核動(dòng)力裝置中的棒束通道,棒束長時(shí)間處于傾斜狀態(tài)[12-13]。在傾斜條件下,由于汽泡受力方向的改變,傾斜棒束壁面汽泡可能會(huì)直接脫離加熱壁面而不存在滑移現(xiàn)象,也可能出現(xiàn)汽泡繞加熱棒曲面滑移的現(xiàn)象。然而,壁面熱流分配機(jī)理模型很大程度上依賴于汽泡相關(guān)參數(shù),在計(jì)算壁面熱流密度的過程中,傾斜條件對(duì)汽泡行為以及汽泡參數(shù)會(huì)產(chǎn)生一定影響,進(jìn)而對(duì)壁面熱流分配模型的計(jì)算產(chǎn)生很大影響。因此,針對(duì)傾斜條件下棒束壁面的傳熱計(jì)算,有必要結(jié)合汽泡動(dòng)力學(xué)和壁面熱流分配模型開展壁面熱流密度計(jì)算的進(jìn)一步研究。本文主要進(jìn)行傾斜條件下汽泡力平衡模型的建立與計(jì)算,在力平衡模型基礎(chǔ)上建立壁面熱流分配模型,并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

1 汽泡力平衡模型

根據(jù)Klausner經(jīng)典汽泡受力理論[1],對(duì)傾斜條件下棒束的上加熱壁面進(jìn)行汽泡受力分析,如圖1所示,其中汽泡在x方向和y方向的受力方程可表示為:

圖1 傾斜加熱棒表面汽泡受力分析

∑Fx=Fs,x+Fsl+Fh+

Fcp+Fbsinθinc+Fdu,x

∑Fy=Fs,y+Fqs+Fbcosθinc+Fdu,y

(1)

式中:Fs為表面張力,N;Fsl為剪切升力,N;Fh為水動(dòng)力壓力,N;Fcp為接觸壓力,N;Fb為浮力,N;θinc為傾斜角度,(°);Fdu為非對(duì)稱生長力,N;Fqs為流動(dòng)曳力(準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)曳力),N;下標(biāo)x代表垂直于流向的方向,y代表平行于流動(dòng)方向的方向。

金頔等[14]和肖仁杰等[15]也曾把傾斜角度的影響考慮在汽泡受力分析上,但對(duì)于汽泡脫離或浮升的條件,均是x方向或y方向的力打破平衡,即當(dāng)∑Fx>0或∑Fy>0時(shí),汽泡開始脫離或浮升。但傾斜條件的存在會(huì)導(dǎo)致近壁面汽泡行為發(fā)生改變。一方面,實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象拍攝結(jié)果表明,在傾斜上加熱壁面的汽泡,滑移距離非常短,并且多數(shù)汽泡會(huì)沿浮力方向(豎直向上)直接脫離加熱壁面,如圖2所示;另一方面,相比于汽泡尺寸,相鄰加熱棒壁面對(duì)近壁面汽泡行為影響較小,即在浮力引起汽泡脫離的方向上無限制汽泡脫離的其余壁面,且根據(jù)Zeng等[2]的研究,浮力在汽泡脫離過程中占據(jù)重要地位。因此,對(duì)于傾斜上加熱壁面汽泡脫離判定條件定為浮力方向(豎直向上)受力總和大于0,即∑Fg>0時(shí),汽泡脫離加熱壁面,如式(2)所示:

圖2 汽泡脫離示意圖

∑Fg=Fb+Fqscosθinc+(Fsl+Fh+Fcp)·

Fs,xsinθinc+Fs,ycosθinc>0

(2)

式中,θi為汽泡傾斜角。

根據(jù)Zeng等[2]的研究,相比于其余汽泡受力的量級(jí),水動(dòng)力壓力和接觸壓力的量級(jí)遠(yuǎn)小于其余汽泡受力量級(jí)。因此,在處理傾斜加熱壁面汽泡受力時(shí),水動(dòng)力壓力和接觸壓力忽略不計(jì),即Fh、Fcp→0。簡化后的方程如式(3)所示:

∑Fg=Fb+Fqscosθinc+

Fs,xsinθinc+Fs,ycosθinc>0

(3)

1) 浮力

浮力是汽泡在重力場中由于汽液密度差引起的力,計(jì)算公式如式(4)所示:

(4)

式中:Vb為汽泡體積,m3;rb為汽泡生長半徑,m;ρl為液相密度,kg/m3;ρv為汽相密度,kg/m3;g為重力加速度,m/s2。

2) 非對(duì)稱生長力

非對(duì)稱生長力是汽泡由于非對(duì)稱生長而導(dǎo)致的力,本文采用Klausner方法計(jì)算,如式(5)所示:

(5)

式中,r′b和r″b分別為汽泡生長速度和汽泡生長加速度。沿汽泡傾斜角(θi)方向分解為x、y方向的對(duì)稱生長力,其中汽泡傾斜角根據(jù)Ren等[8]的研究取15°。

汽泡生長速度和汽泡生長加速度的計(jì)算需要汽泡尺寸和時(shí)間的相對(duì)關(guān)系,即汽泡生長控制方程。目前,Zuber[16]汽泡生長模型應(yīng)用較廣泛,因此,本文采用Zuber模型,如式(6)所示:

(6)

式中:b為考慮汽泡非球狀的經(jīng)驗(yàn)修正系數(shù),Zeng的研究表明b的范圍為1～1.73,而且b取1時(shí),其實(shí)驗(yàn)汽泡浮升直徑和脫離直徑符合最好;Ja為雅可比數(shù);α為熱擴(kuò)散率;t為汽泡生長時(shí)間,s;kl為液相熱導(dǎo)率,W/(m·℃);cpl為比定壓熱容,kJ/(kg·℃);Tw為加熱壁面溫度,℃;Tsat為飽和水溫度,℃;γ為汽化潛熱,kJ/kg。根據(jù)現(xiàn)有研究以及最終實(shí)驗(yàn)結(jié)果,本文在計(jì)算傾斜工況時(shí)b取1。對(duì)R(t)分別求一階導(dǎo)數(shù)和二階導(dǎo)數(shù)即可獲得汽泡生長速度和汽泡生長加速度。

3) 剪切升力

由于加熱壁面法向速度梯度的存在而導(dǎo)致汽泡在加熱壁面法向方向上受到剪切升力。本文采用Mei等[17]推導(dǎo)的剪切升力公式,如式(7)所示:

(7)

式中:Gs為剪切速率;Reb為汽泡雷諾數(shù)。

(8)

Reb=2ρ1urrb/μl

(9)

式中:ur為汽泡質(zhì)心處液相速度與汽泡速度之差,在汽泡脫離前,認(rèn)為汽泡速度為0,ur即為汽泡質(zhì)心處液相速度;μl為動(dòng)力黏度,Pa·s。本文采用Reichardt[18]提出的公式計(jì)算近壁面液相速度,如式(10)所示:

(10)

式中:u(x)為壁面法向距離x處的液相流速,m/s;x+為無量綱壁面距離;u*為摩擦速度;δ、c和χ為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),分別取值0.4、7.4和11。計(jì)算時(shí),取法向距離為汽泡半徑時(shí)的近壁面液相速度。

x+和u*計(jì)算公式如式(11)所示:

(11)

式中:vl為運(yùn)動(dòng)黏度,m2/s;τw為壁面剪應(yīng)力,kg/(m·s2)。

(12)

式中:u為主流速度,m/s;λ為摩擦系數(shù),由Blasius公式計(jì)算。

λ=0.316 4Re-0.25

(13)

4) 流動(dòng)曳力

由于流體與汽泡存在速度差而引起的阻礙汽泡在流體中發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)所受到的力,稱為流動(dòng)曳力。采用Mei推導(dǎo)的公式進(jìn)行計(jì)算,如式(14)所示:

Fqs=6πvlρlurrb·

(14)

5) 表面張力

根據(jù)Klausner的研究,表面張力計(jì)算公式如式(15)所示:

(15)

式中:dw為汽泡與壁面的接觸直徑,m;σ為表面張力系數(shù),N/m;α和β分別為汽泡的前、后接觸角,rad。根據(jù)Yun等[19]和Jia等[20]的研究,dw=0.134rb,α和β分別取45°和36°。

以時(shí)間為變量,利用Zuber汽泡生長模型控制汽泡尺寸,計(jì)算得到汽泡受力。根據(jù)傾斜工況下汽泡受力的不同與相關(guān)計(jì)算,依據(jù)判別標(biāo)準(zhǔn)判斷汽泡是否脫離,進(jìn)而得到汽泡脫離直徑(dd)和汽泡生長時(shí)間(tg)等汽泡相關(guān)參數(shù)。

2 壁面熱流分配機(jī)理模型

在過冷沸騰傳熱特性研究過程中,已開發(fā)出許多過冷沸騰傳熱計(jì)算模型,主要包含3種壁面熱流密度的計(jì)算形式:純經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式、壁面熱流密度劃分半經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式、壁面熱流密度分配機(jī)理模型[21]。本文主要針對(duì)第3種機(jī)理模型給出傾斜加熱棒束壁面熱流分配模型。

對(duì)于傾斜條件下棒束的上加熱壁面,只存有汽泡脫離現(xiàn)象,因此總壁面熱流可分為蒸發(fā)熱流密度qme(kW/m2)、淬冷熱流密度qtc(kW/m2)和單相對(duì)流熱流密度qc(kW/m2)。

1) 蒸發(fā)熱流密度

蒸發(fā)熱流是由汽泡底部微液層和過熱液體層蒸發(fā)而產(chǎn)生的,一方面由汽泡以汽化潛熱的形式帶離加熱壁面,另一方面用于抵抗汽泡頂部冷凝效應(yīng)以維持汽泡形態(tài)與生長。根據(jù)徐平昊[22]的相關(guān)研究,汽泡頂部冷凝效應(yīng)相對(duì)較小并對(duì)其進(jìn)行了忽略處理,Sateesh等[9]對(duì)汽泡頂部冷凝效應(yīng)也進(jìn)行了忽略處理,因此本文忽略汽泡頂部冷凝效應(yīng),壁面蒸發(fā)熱流密度計(jì)算如式(16)所示:

(16)

式中:dd為汽泡受力分析計(jì)算中得到的汽泡脫離直徑,m;nA為汽化核心密度,m-2;f為汽泡脫離頻率,s-1。

(17)

式中:tg為生長時(shí)間,即汽泡從產(chǎn)生到脫離的時(shí)間,s;tw為等待時(shí)間,即同一成核位點(diǎn)汽泡脫離后至下一汽泡出現(xiàn)的時(shí)間,s。在上述汽泡受力分析計(jì)算時(shí),可得到汽泡生長時(shí)間,根據(jù)van Stralen等[23]的表示,即tw=3tg,Sateesh等[9]在進(jìn)行模型建立時(shí),也采用了上述相關(guān)性。

2) 淬冷熱流密度

由于汽泡脫離后,汽泡周圍冷流體填補(bǔ)到汽泡脫離位置,直接與加熱壁面接觸而發(fā)生瞬態(tài)導(dǎo)熱產(chǎn)生傳熱。根據(jù)Sateesh等[9]的研究,其計(jì)算公式如式(18)所示:

(18)

式中:ΔTb=Tw-Tl,Tl為流體溫度,℃;Ab為脫離汽泡影響面積,m2;K為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),用來對(duì)汽泡投影面積進(jìn)行修正得到汽泡影響面積,在Yeoh等[24]的研究成果中K的取值在1.8～2之間,本文中K取2.0。

3) 單相對(duì)流熱流密度

在不受汽泡影響的區(qū)域,會(huì)發(fā)生單相強(qiáng)制對(duì)流,計(jì)算公式如式(19)所示:

qc=hc(1-Ab)ΔTb

(19)

式中,hc為單相對(duì)流傳熱系數(shù),根據(jù)Sateesh和Chuang等[25]的研究,本文采取Churchill-Chu[26]公式計(jì)算:

(20)

式中:Gr為格拉曉夫數(shù);Pr為普朗特?cái)?shù);D為當(dāng)量直徑。

因此,最終總熱流密度qs為:

qs=qme+qtc+qc

(21)

輔助汽化核心密度計(jì)算選取Chuang等[25]考慮帶有傾斜角度影響的加熱平板汽化核心密度計(jì)算公式,即:

nA=-3 400+5 470ΔTsat+3.64θinc

(22)

式中,ΔTsat=Tw-Tsat,℃。

3 計(jì)算流程

計(jì)算流程如圖3所示,給定初始時(shí)刻t0,依據(jù)Zuber汽泡生長模型,計(jì)算相關(guān)汽泡尺寸。

圖3 計(jì)算流程圖

針對(duì)傾斜工況,計(jì)算汽泡受力,依據(jù)汽泡脫離判別標(biāo)準(zhǔn),判斷汽泡受力是否達(dá)到脫離條件,若達(dá)到,受力計(jì)算結(jié)束,輸出dd和tg,否則增加一步時(shí)間步長Δt,利用Zuber模型控制汽泡生長,繼續(xù)計(jì)算汽泡受力,直至達(dá)到汽泡脫離判別標(biāo)準(zhǔn),輸出dd和tg。

利用汽泡受力計(jì)算結(jié)果——dd、tg和tw等參數(shù)作為壁面熱流分配模型輸入項(xiàng),根據(jù)壁面熱流分配機(jī)理模型,計(jì)算各熱流密度分量,并得到傾斜工況下最終壁面熱流密度計(jì)算值。

4 結(jié)果與分析

本文利用已有實(shí)驗(yàn)裝置[27],開展傾斜加熱棒束過冷流動(dòng)沸騰實(shí)驗(yàn)。驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)范圍如下:傾斜角度為10°～20°;熱流密度為50.63～86.08 kW/m2;流體過冷度為7.34～18.54 ℃;壁面過熱度為7.53～11.80 ℃;實(shí)驗(yàn)段連通大氣,因此實(shí)驗(yàn)壓力為當(dāng)?shù)卮髿鈮?質(zhì)量流速約為37.95～38.86 kg/(m2·s)。

定義評(píng)價(jià)指標(biāo),即平均相對(duì)誤差(MRE)如下:

(23)

驗(yàn)證結(jié)果如圖4所示,根據(jù)以前的研究結(jié)果[28],熱流密度最大相對(duì)不確定度僅為0.31%,誤差較小。可以看出,熱流密度實(shí)驗(yàn)值變化趨勢與熱流密度計(jì)算值變化趨勢基本一致,93.75%數(shù)據(jù)計(jì)算誤差在±30%以內(nèi),81.25%數(shù)據(jù)計(jì)算誤差在±20%以內(nèi),平均相對(duì)誤差為13.07%,該模型對(duì)傾斜條件下棒束通道過冷流動(dòng)沸騰熱流密度具備一定的計(jì)算能力。

圖4 模型計(jì)算熱流密度與實(shí)驗(yàn)熱流密度比較

但是計(jì)算模型依舊存在些許偏差,可以看出,當(dāng)流體過冷度較高時(shí),計(jì)算偏差相對(duì)較大,而當(dāng)流體過冷度較低時(shí),計(jì)算偏差相對(duì)較小?？梢灶A(yù)見的是,當(dāng)流體過冷度更大時(shí),模型計(jì)算值將會(huì)更低,偏差將會(huì)更大。相同的結(jié)果也出現(xiàn)在Chuang[25]和肖波齊[29]等的實(shí)驗(yàn)與模型中,這說明模型本身存在計(jì)算能力上的不足與欠缺。

為了探究模型計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值偏差的原因,選取模型計(jì)算值良好的工況——傾斜10°、壁面過熱度10.69 ℃、熱流密度75.95 kW/m2工況作為主要參考工況,對(duì)主要參數(shù)壁面溫度進(jìn)行進(jìn)一步分析。計(jì)算過程中,將所有工況壁溫設(shè)置為參考工況壁溫,保持其余熱工參數(shù)不變,計(jì)算結(jié)果如圖5所示?？梢?在參考工況熱流密度之前,由于參考工況壁溫高于對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)工況壁溫,因此導(dǎo)致模型計(jì)算的熱流密度高于原熱流密度計(jì)算值;在參考工況熱流密度之后,由于參考工況壁溫低于對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)工況壁溫,因此導(dǎo)致模型計(jì)算的熱流密度低于原熱流密度計(jì)算值?？梢?壁溫變化在模型計(jì)算中起著重要作用,在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi),遵從高壁溫對(duì)應(yīng)高熱流密度這一物理規(guī)律。

圖5 壁溫影響分析

為進(jìn)一步研究過冷沸騰區(qū)間壁溫變化趨勢對(duì)模型計(jì)算的影響,繪制了如圖6所示的典型壁溫變化趨勢圖,當(dāng)熱流密度處于35 kW/m2時(shí),壁溫變化趨勢發(fā)生轉(zhuǎn)折,同時(shí)結(jié)合實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象觀察,加熱棒壁面也開始出現(xiàn)汽泡,即認(rèn)為此處為過冷沸騰起始點(diǎn)(ONB點(diǎn))。可以發(fā)現(xiàn),在ONB點(diǎn)后,雖然壁溫變化趨勢開始由單相時(shí)的直線發(fā)生變化,但壁溫并不是立即變平,而是緩慢上升一段區(qū)間,然后再逐漸變得十分平緩。而根據(jù)圖5可知,在模型計(jì)算過程中,同一工況壁溫的升高會(huì)導(dǎo)致模型計(jì)算熱流密度的升高。可見,在高過冷度過冷沸騰區(qū),壁溫依舊在緩慢上升,相對(duì)于低過冷度過冷沸騰區(qū)變化十分平緩的壁溫,整體水平要低,因此導(dǎo)致模型計(jì)算值較實(shí)驗(yàn)值低。而在低過冷度過冷沸騰區(qū),壁溫變化十分平緩,模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值符合良好。模型對(duì)于低過冷度過冷沸騰具備良好的計(jì)算能力,對(duì)于高過冷度過冷沸騰的計(jì)算仍值得進(jìn)一步探究。

圖6 典型沸騰曲線

由諸多汽化核心密度公式可知,汽化核心密度與壁面過熱度有很大相關(guān)性。如圖6所示,相比于低過冷度過冷沸騰,高過冷度過冷沸騰中,在變化同等熱流密度的情況下,壁面過熱度變化程度更大。根據(jù)式(22)可知,更大程度的壁面過熱度變化導(dǎo)致汽化核心密度變化程度更大,而汽化核心密度對(duì)于模型計(jì)算熱流密度影響很大。選取傾斜10°、壁面過熱度10.69 ℃、熱流密度75.95 kW/m2工況作為主要參考工況對(duì)汽化核心密度影響進(jìn)行進(jìn)一步分析。計(jì)算過程中,保持參考工況各參數(shù)不變,在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi),改變汽化核心密度進(jìn)行相關(guān)計(jì)算,結(jié)果如圖7所示?？梢?當(dāng)汽化核心密度低于參考工況汽化核心密度時(shí),計(jì)算熱流密度偏低。汽化核心密度低于參考工況汽化核心密度越多,計(jì)算熱流密度低于參考工況熱流密度就越多。汽化核心密度高于參考工況汽化核心密度時(shí)同理。

圖7 汽化核心密度影響分析

相比于低過冷度過冷沸騰區(qū),高過冷度過冷沸騰區(qū)壁溫變化更為明顯,且壁溫整體偏低,進(jìn)而導(dǎo)致汽化核心密度變化更為明顯,且汽化核心密度整體偏低。而較低的汽化核心密度會(huì)導(dǎo)致較低的模型熱流密度計(jì)算值,造成高過冷度過冷沸騰區(qū)熱流密度計(jì)算值存在一定程度的偏低。因此,在高過冷度過冷沸騰區(qū),模型計(jì)算熱流密度偏差相對(duì)較大,而在低過冷度過冷沸騰中,模型計(jì)算熱流密度與實(shí)驗(yàn)值符合較好。汽化核心密度對(duì)于壁面過熱度的依賴性對(duì)模型計(jì)算很重要,汽化核心密度與壁面過熱度之間的相關(guān)變化趨勢以及計(jì)算關(guān)系對(duì)模型計(jì)算影響很大。

5 結(jié)論

本文結(jié)合汽泡動(dòng)力學(xué)與壁面熱流分配機(jī)理模型,對(duì)傾斜加熱棒束過冷沸騰壁面熱流密度進(jìn)行了研究,得到如下結(jié)論。

1) 在傾斜條件下棒束上加熱壁面的汽泡受力分析過程中,根據(jù)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象,制定“浮力方向受力打破平衡,汽泡脫離”的判定準(zhǔn)則,從而計(jì)算得到汽泡脫離直徑dd、汽泡生長時(shí)間tg和汽泡等待時(shí)間tw等在壁面熱流分配機(jī)理模型中所需要的相關(guān)汽泡參數(shù)。

2) 對(duì)相同工況同時(shí)建立了汽泡力平衡模型和壁面熱流分配模型,并與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證。計(jì)算結(jié)果表明,以力平衡模型為基準(zhǔn),壁面熱流分配模型計(jì)算結(jié)果在一定范圍內(nèi)具有良好的計(jì)算能力,平均相對(duì)誤差為13.07%,誤差線±30%以內(nèi)涵蓋93.75%的數(shù)據(jù),±20%以內(nèi)涵蓋81.25%的數(shù)據(jù)。

3) 耦合汽泡力平衡模型的壁面熱流分配模型在低過冷度過冷沸騰區(qū)具備十分良好的計(jì)算能力;在高過冷度過冷沸騰區(qū)域,計(jì)算偏差雖然在可接受范圍之內(nèi),但相比于低過冷度過冷沸騰區(qū)偏差更大且計(jì)算值相比于實(shí)驗(yàn)值偏低,這是由于過冷沸騰不同區(qū)域本身特性所導(dǎo)致。相比于低過冷度過冷沸騰,高過冷度過冷沸騰整體偏低且較為明顯的壁溫變化趨勢導(dǎo)致的汽化核心密度的改變是模型計(jì)算值偏低的主要原因。