矩形雙通道飽和沸騰傳熱特性試驗研究

霍福強,王騰,嚴天宇,畢勤成

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

符號表

A/m2流通截面積

Ah/m2有效加熱橫截面積

a/m 通道寬邊長

B沸騰數

b/m 通道窄邊長

Cpl/(kJ·(kg·℃)-1) 比熱容

De/m 當量直徑

E對流換熱增強因子

F對流換熱因子修正值

Hb/(kJ·kg-1) 主流體焓

Hs/(kJ·kg-1) 飽和焓

Hin/(kJ·kg-1) 入口焓

Hfg/(kJ·kg-1) 汽化潛熱

htp/(kW·(m2·℃)-1) 兩相傳熱系數

hsp/(kW·(m2·℃)-1) 單相傳熱系數

hnb/(kW·(m2·℃)-1) 泡核沸騰傳熱系數

hcb/(kW·(m2·℃)-1) 對流沸騰傳熱系數

L/m 試驗段有效長度

M測量物理量

Mw工質相對分子質量

EME平均誤差

EMAE平均絕對誤差

N測量物理量

P/kW 加熱功率

pR系統(tǒng)壓力與臨界壓力之比

PF/m 潤濕周長

PH/m 加熱周長

Prl液相普朗特數

Q/kW 流體吸熱量

q/(kW·m-2) 熱流密度

Rel液相雷諾數

S泡核沸騰抑制因子

s標準偏差

TWI/℃ 內壁溫

TWO/℃ 外壁溫

Tf/℃ 流體溫度

Wefo全液相韋伯數

xeq熱力學干度

XttMartinelli參數

z/m 距入口截面距離

ΔTsat/℃ 壁面過熱度

ΔPsat/Pa 壁面過熱度對應飽和壓差

η/% 熱效率

φ/(kW·m-3) 體積釋熱率

δ/m 加熱板壁厚

λl/(w·(m·℃)-1) 液相導熱系數

ρl/(kg·m-3) 液相密度

ρg/(kg·m-3) 氣相密度

σ/(N·m-1) 表面張力

σi平均相對誤差

隨著大規(guī)模集成電路、航天器和核電等先進技術的迅速發(fā)展,人們對大功率、結構緊湊型換熱器需求愈發(fā)強烈[1]。矩形窄通道憑借結構簡單、緊湊且可強化傳熱等優(yōu)勢倍受關注[2-3]。在核電反應堆中,板式燃料的應用便是典型的例子[4]。為了高效可靠地利用此類型通道,需要對矩形窄通道內流動傳熱特性及傳熱機理有一個深入的認識。到目前為止,已有大量學者對窄矩形通道內的流動傳熱特性進行了研究。

Gong等研究了低質量流速條件下矩形通道內沸騰換熱特性,結果發(fā)現質量流速和干度對矩形通道內流體換熱影響微弱,這表明傳熱過程中核態(tài)沸騰起主導作用[5]。Shiferaw等學者在干度大于0.2時也發(fā)現了同樣的現象[6-9]。鄭銀銀通過數值模擬的方法研究矩形通道內飽和沸騰及壓降特性發(fā)現,增大質量流速和干度,沸騰換熱系數增大,而傳熱系數的變化受熱流密度的影響幾乎可以忽略[10],這與Li等學者得出的結論[11-14]一致。

通過上述研究發(fā)現,學者們對于窄矩形通道內的傳熱特性及換熱機理的認識,并未得出一致的看法。此外,盡管已有學者對矩形通道內熱工水力特性進行了大量研究,但絕大部分學者多以制冷劑或者空氣水混合物為工質,且多集中于對矩形單通道的研究,而在實際換熱設備中多以并聯(lián)管路形式存在。并聯(lián)管路內的流量分配會直接影響換熱設備表面溫度及換熱效率甚至可能會引起局部過熱等問題,這使得并聯(lián)通道內流動沸騰換熱過程更加復雜,因此對并聯(lián)窄矩形通道內沸騰換熱特性的研究顯得十分有意義。本文將圍繞并聯(lián)窄矩形通道內飽和沸騰換熱及流量分配特性展開,并基于試驗結果分析沸騰換熱影響因素,比較雙通道間換熱特性異同,最后與現存?zhèn)鳠彡P聯(lián)式對比并提出改進后關聯(lián)式。

1 試驗系統(tǒng)與方法

1.1 試驗系統(tǒng)

圖1為傳熱特性研究試驗臺流程圖。試驗工質是硬度為0、電導率低于0.5 μs·cm-1的去離子水。水箱中的去離子水經過濾器過濾和柱塞泵升壓后流入兩個回路,一路經回水閥直接返回水箱,另一路進入主回路。進入主回路的去離子水經回熱器、預熱器后進入試驗段,吸收試驗段產生的熱量,被沿途回熱器、冷凝器冷卻到一定溫度后返回水箱完成循環(huán)。試驗段通過通以低電壓、大電流方法對矩形通道的4個壁面同時加熱,測量數據由IMP3095數據采集板實時記錄,采集周期為1 s。

圖1 傳熱特性研究試驗臺流程圖Fig.1 Schematic diagram of heat transfer experiment

1.2 試驗段

(a)試驗段裝配圖

(b)測溫點布置圖

(c)試驗段截面圖

(d)試驗段入口環(huán)腔結構

(e)試驗段單側入口示意圖圖2 試驗段結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of test section

圖2為試驗段結構圖。圖2a為試驗段裝配圖,包括試驗段本體和輔助結構兩大部分。圖2b表明了試驗段本體結構及其溫度測點分布。試驗段本體包括進出口兩側電極、柔性銅編、并聯(lián)矩形通道及其連接結構,每個矩形通道每個測溫截面布置3個測溫點,分別通過本體內陶瓷板測量與陶瓷板接觸的兩個壁面的溫度。輔助結構由承壓、絕緣、密封、熱變形吸收及進出口5部分組成。①試驗件通過氧化鋁/鋯陶瓷配合不銹鋼管滿足承壓需求;②為保證試驗段本體和外側承壓鋼管間的絕緣,法蘭之間采用耐高溫石棉板墊片配合齒形墊片分隔,螺栓孔中使用石棉板制作的絕緣套筒保證不接觸,螺栓和法蘭間使用石棉板絕緣墊片使其絕緣;此外為保證柔性銅編不與不銹鋼管接觸,在銅編外使用陶瓷管實現與管壁的分隔;③試驗件通過軸套壓緊石墨墊片保證法蘭和電極之間密封,法蘭之間則使用墊片密封;④在進口部分的連接處增加了一段柔性銅編,并在內部陶瓷板中添加石棉板墊片以上述兩種方式分別吸收試驗段沿流動方向和寬度方向的熱膨脹;⑤試驗段進口采用雙層環(huán)腔設計,保證了并聯(lián)雙通道在入口處的均勻分配。圖2d、圖2e分別為入口雙層環(huán)腔和試驗段本體單側入口結構示意圖。從圖2d可以看出,試驗段通過在管壁上對稱開孔,使得流體可以在環(huán)室中充分混合;圖2e可以看出,試驗段本體通過將最外層不銹鋼板進口一段距離利用線切割成柵格形狀,通過增加阻力的方式保證入口兩側通道流量分配均勻。進出口內部結構均為對稱布置。試驗段本體外側通過和不同形狀的陶瓷組合后放于承壓不銹鋼管中,其截面如圖2c。不銹鋼管和試驗段本體間通過4塊不同形狀陶瓷填充進行連接,陶瓷組件一方面起到了隔絕流體、承壓的作用,另一方面防止試驗段本體沿矩形通道窄邊方向發(fā)生熱膨脹,石棉板墊片用來防止不銹鋼板吸熱后沿矩形通道長邊方向的熱變形,試驗段本體內陶瓷板5的作用為輔助壁溫測量。試驗段本體在制作完成后通過測定矩形通道體積方法對間隙進行了檢測,通過計算平均間隙發(fā)現左右兩通道與初期間隙設計值之間的偏差不超過2%,滿足設計要求。

1.3 數據處理

矩形通道當量直徑為

(1)

式中:A為矩形單通道橫截面積;PF為通道潤濕周長;a為矩形通道寬邊長;b為矩形通道窄邊長(近2 mm)。

試驗段熱效率為

(2)

式中:Q為單相流體吸熱量;P為試驗段加熱功率,本試驗熱效率取0.9。

試驗段熱流密度為

(3)

式中:Ah雙矩形通道加熱面積。

試驗段內壁面溫度為

(4)

式中:TWO為外壁面溫度;φ為體積釋熱率;λ為不銹鋼導熱系數;δ為加熱板厚度;外壁溫由測溫截面處3個測點平均值計算。

計算截面處流體平均焓為

(5)

式中:Hin為試驗段入口流體平均焓;z為計算截面據入口距離;L為矩形通道總長度。

熱力學平均干度為

(6)

式中:Hs為對應壓力下流體飽和狀態(tài)焓;Hfg為對應壓力下流體汽化潛熱。

沸騰傳熱系數為

(7)

式中:Tf為計算截面處流體平均溫度。

為保證數據處理過程準確性,計算所需工質物性參數采用NIST9.1軟件中數據。

1.4 不確定度分析

通過儀表測量以及計算得到的物理量和真實值之間存在一定的偏差,該偏差由不確定度表示。一般情況下測量的物理量包括直接測量物理量和間接測量物理量。

直接測量物理量M不確定度通過下式確定

Mi=MSC±δMi

(8)

式中:Mi為物理量測量平均值;MSC為單次測量值;δMi為不確定度。

假設間接測量物理量N由若干個直接測量量X組成,不確定度可表示為

(9)

式中;n為直接測量量個數;δxi為直接測量量不確定度。

表1給出了試驗所用測量儀表量程及測量精度。

表1 測量參數與儀表關鍵參數

試驗所得測量值不確定度分析結果見表2。

表2 測量值不確定度匯總表

2 試驗結果與討論

2.1 系統(tǒng)標定

正式試驗前,需對試驗回路進行標定,以驗證系統(tǒng)精度與可靠性。通過豎直矩形通道單相流動傳熱試驗完成系統(tǒng)標定,標定參數:壓力為2.1～10 MPa,質量流速為1 000～1 500 kg/(m2·s)。將試驗所得Nu值與DB公式預測結果進行對比,結果如圖3。由圖3可以看出,試驗所得Nu值與DB公式預測值存在偏差,預測值普遍低于試驗值,Ghione等研究窄矩形通道內水換熱特性時也得到相似的結論。標定結果表明系統(tǒng)精度滿足試驗需求,相關測量儀器及數據處理方法可靠[15-17]。

圖3 傳熱系統(tǒng)標定結果Fig.3 Calibration results of heat transfer system

2.2 典型傳熱結果

圖4為窄矩形通道內流體傳熱特性隨焓的變化曲線,圖中試驗參數范圍為入口壓力2.1 MPa、質量流速1 000 kg/(m2·s)、熱流密度200 kW/m2及入口過冷度12～45 ℃。圖4a為試驗段內壁面溫度隨焓的變化曲線,圖4b為傳熱系數隨焓的變化。圖4a表明,過冷水進入試驗段后,壁面溫度沿流動方向近似線性增加。當增長至產生氣泡所需過熱度時,過冷沸騰發(fā)生,壁面溫度增加趨勢減緩,至飽和沸騰后,壁面溫度趨于定值,在略高于飽和溫度的附近小幅波動。

圖4b為流體分別經歷單相、過冷沸騰和飽和沸騰3種狀態(tài)時傳熱系數變化特點。在單相區(qū),傳熱系數隨著壁溫升高緩慢增長,當壁溫升高到一定過熱度后在壁面汽化核心處產生氣泡,此時流體吸收的熱量一部分用于增加顯熱,另一部分使自身相變,流體并未達到飽和溫度,此階段為過冷沸騰段。過冷沸騰段產生的氣泡很快在主流中被冷凝,氣泡并未成長和脫離,但是氣泡的產生增加了熱邊界層內擾動,傳熱阻力減小,換熱系數急劇增加,壁溫增長速度開始變慢。流體溫度增加至當地飽和溫度時,進入飽和沸騰階段。飽和沸騰后,受阻力影響壁面溫度略有下降,流體的傳熱系數在焓低于1 016 kJ/kg時基本趨于穩(wěn)定。焓處于1 016～1 090 kJ/kg之間時,傳熱系數出現一定幅度的增加。原因可能是隨著流體吸熱量增加,通道內氣泡產生速率增加,產生的氣泡之間發(fā)生合并,大氣泡周圍的液體在氣泡和重力影響作用下形成回流,使得回流的液體和上升液體間發(fā)生劇烈擾動,從而形成強烈的漩渦,尖角區(qū)的存在也使得流體發(fā)生區(qū)別于圓管內的二次回流,因此傳熱特性得到了一定程度的強化。具體高參數工況下窄矩形通道內兩相流動特性還需進行更加深入的研究。

(a)壁溫隨焓的變化

(b)傳熱系數隨焓的變化圖4 壁溫與傳熱系數隨焓的變化Fig.4 Wall temperature and heat transfer coefficient versus enthalpy

圖5反映了流體傳熱系數隨壁面過熱度的變化規(guī)律,圖中工況參數包括入口壓力2.1 MPa、質量流速1 000 kg/(m2·s)、熱流密度200 kW/m2。從圖5可以看出,流體以一定過冷度進入試驗段,隨著壁面溫度增加,傳熱系數緩慢增加。當壁面過熱度ΔTs增大到一定值后,試驗段某個截面開始產生氣泡,該位置稱為過冷沸騰起始點,此點后由于氣泡的生成使得傳熱特性發(fā)生顯著變化,傳熱系數急劇增大直至飽和沸騰發(fā)生。圖5中傳熱曲線的變化趨勢也反映出當曲線發(fā)生明顯轉折時沸騰發(fā)生。

圖5 壁面過熱度對傳熱影響Fig.5 Effect of wall superheat on heat transfer

上述結果表明,矩形通道內的流體沸騰過程傳熱規(guī)律與常規(guī)圓形通道在一定范圍內無明顯差異,隨著流體吸熱量增加,特殊的矩形通道結構使得傳熱在一定程度上得到強化?？傮w來講,隨著流體相變的發(fā)生,使得傳熱特性發(fā)生大幅改善,傳熱壁面維持在相對均勻的溫度,流體進入兩相區(qū)域后,隨著干度的增加其傳熱系數基本趨于穩(wěn)定。

2.3 矩形雙通道傳熱特性

不同于單通道,多通道中流量分配是需重點關注的特性之一。圖6是質量流速為1 000 kg/(m2·s)、入口溫度為182.5 ℃、熱流密度分別為100 kW/m2和200 kW/m2時沿流動方向雙通道內壁溫變化曲線,圖6中L和R分別表示并聯(lián)的左右兩個通道。當熱流密度為100 kW/m2時,可以看到流體從入口單相到出口兩相過程壁溫變化趨勢。流體處于單相時,內壁溫沿流動方向近似線性增加,當壁溫達到一定過熱度時產生氣泡,傳熱機理由單相對流換熱轉變?yōu)轱柡头序v傳熱,此時傳熱效果大大改善,壁溫增加到一定值時基本不再變化。熱流密度提高至200 kW/m2,壁溫拐點提前,沸騰提前發(fā)生。當熱流密度為100 kW/m2時兩個矩形通道內壁溫絕對差值為0.8 ℃,200 kW/m2時為0.5 ℃。

圖6 雙通道壁面溫度的變化Fig.6 Double channel wall temperature diagram

圖7給出了試驗段入口壓力2.1 MPa、熱流密度200 kW/m2時,質量流速對兩相沸騰傳熱影響,其中質量流速包括1 000、1 250和1 500 kg/(m2·s)。圖7表明,工質進入兩相區(qū)后,當熱力學干度低于0.04時,傳熱系數緩慢上升;當干度處于0.04～0.1之間時,傳熱系數整體變化趨勢趨于穩(wěn)定,這說明飽和沸騰發(fā)生后質量流速的影響逐漸減弱。這是因為壁面上汽化核心數量增加,產生的氣泡經歷生成、長大和脫離過程,此過程的擾動弱化了質量流速對換熱的影響,沸騰換熱占主導地位;也有學者指出,兩相區(qū)換熱不受質量流速影響的一部分原因歸于較小尺寸通道內表面張力的作用使得兩相難以分離[18];從傳熱機理來看,在發(fā)生沸騰的熱邊界層中,傳熱特性與氣泡行為有很大關系,邊界層中介質大部分處于飽和狀態(tài)而氣泡液膜過熱,所以此時也可以認為沸騰傳熱不受主流流動的影響。在系統(tǒng)其他參數確定后,傳熱效果并不會隨著質量流速的變化而產生較大變化。通過計算發(fā)現同一質量流速下的并聯(lián)通道,傳熱特性的變化趨勢、傳熱強弱程度以及從過冷沸騰到飽和沸騰的轉折點整體不存在較大差異。通過計算可知,右側通道與左側通道在相同位置、相同工況下?lián)Q熱系數的比值最大為1.1,最小為0.96。

圖7 質量流速對沸騰換熱特性的影響Fig.7 Effect of mass flow rate on boiling heat transfer

圖8為試驗段入口壓力2.1 MPa、質量流速1 000 kg/(m2·s)時不同熱流密度下傳熱系數隨熱力學干度變化曲線,熱流密度包括100、200和300 kW/m2。圖8表明,工質吸熱發(fā)生相變后在熱力學干度相同時,隨著熱流密度增加,傳熱系數變大。這是因為隨著熱流密度增加,壁溫升高速度變快,壁面過熱度越高,氣泡生成、成長和脫離頻率加快,使得流體擾動更加劇烈,從而使傳熱得到加強。從圖8中傳熱系數變化趨勢也可以看出,熱流密度越大,發(fā)生沸騰的時間越早。由于相同工況條件下左側和右側兩個矩形通道內換熱特性相差無異,可以推斷出兩個通道內流體分配較為均勻。

圖8 熱流密度對沸騰換熱特性的影響Fig.8 Effect of heat flux on boiling heat transfer

圖9為質量流速1 000 kg/(m2·s)、熱流密度300 kW/m2時不同試驗段入口壓力工況下傳熱特性變化曲線,入口壓力包括2.1、6.0和10.0 MPa。圖9表明,在相同的熱力學干度條件下,隨著壓力的增加,沸騰傳熱系數增大,傳熱特性增強,這主要歸結于壓力的增大使得表面張力和液相氣相密度比減小,更加有利于激活汽化核心,并且隨著壓力的升高,沸騰所需過熱度降低,從而使得傳熱系數增加;當壓力分別為2.1和6.0 MPa時傳熱系數相差較小;此外圖9也表明飽和沸騰后的流體在一定的干度范圍內不會發(fā)生較大波動。這也再次佐證了沸騰傳熱過程中核態(tài)沸騰占主導地位。經計算左右兩通道在相同位置、相同工況條件下傳熱系數之比最大為1.08,最小為0.97。

圖9 壓力對傳熱特性的影響Fig.9 Effect of pressure on boiling heat transfer

圖10給出了入口壓力為2.1～10 MPa、入口溫度為80～299 ℃、質量流速為1 000～1 500 kg/(m2·s)、熱流密度為100～300 kW/m2工況下并聯(lián)雙通道內換熱系數對比圖。圖中:hR為右側通道傳熱系數;hL為左側通道傳熱系數。從圖10可以看出,在一定的參數范圍內,兩個通道間的傳熱系數之間的偏差低于±7%,這表明兩個通道間的流量分配基本均勻。

圖10 雙通道換熱系數對比圖Fig.10 Comparison of heat transfer coefficient between two channels

圖6～10表明,從傳熱角度看,兩個通道之間的壁溫分布和傳熱系數變化有著幾乎一樣的趨勢。傳熱系數的大小、傳熱過程的變化位置都無太大差異。通過對比相同位置、相同工況下的傳熱系數值,兩個通道間的最大差值不超過±7%,由于在不同流量下,包括壁溫、傳熱系數以及干度都會存在一定偏差,由此得出,并聯(lián)雙矩形通道間的流量分配較為均勻。

2.4 傳熱關聯(lián)式對比

傳熱系數的精確預測是設計需求中最重要的一項。學者已提出眾多的經驗關聯(lián)式和理論模型,然而考慮到兩相流動的復雜性,很難在較大的參數范圍內對試驗走勢進行精準預測。文中選取了Chen公式[19]、Liu公式[20]、Kim公式[21]、Cooper公式[22]和Shah公式[23]5個關聯(lián)式與所得試驗數據進行對比。以下為5種關聯(lián)式表達形式:

Chen公式表達式

htp=Ehsp+Shnb

(10)

(11)

(12)

Liu公式表達式

(13)

(14)

(15)

Kim公式表達式

(16)

(17)

(18)

Cooper公式表達式

htp=55pR-0.12(-lgpR-0.55)Mw-0.5q0.67

(19)

Shah公式表達式

htp=max(E,S)hsp

(20)

(21)

E=230B0.5exp(2.74N-0.1),B>3×10-5

(22)

E=1+46B0.5,B<3×10-5,0

(23)

E=FB0.5exp(2.74N-0.1),N<1

(24)

E=FB0.5exp(2.74N-0.15)

(25)

F=14.7,B>11×10-5

(26)

F=15.43,B<11×10-5

(27)

為比較5個關聯(lián)式對試驗數據預測性能的影響,引入以下3個參量。

平均誤差為

(28)

平均絕對誤差為

(29)

標準偏差為

(30)

式中:n為試驗數據個數;σi通過下式計算

(31)

圖11為5個關聯(lián)式與試驗數據的對比圖,htp,exp為試驗所得兩相傳熱系數,htp,pre為各經驗關聯(lián)式計算得兩相傳熱系數。

改進后的關聯(lián)式如下

(32)

(33)

(34)

表3為5個現有以及改進后關聯(lián)式對試驗數據預測性能的影響。

通過對圖11和表3進行分析,5個經驗關聯(lián)式中,Liu公式在對矩形通道內沸騰傳熱特性變現出較好的預測性能,有97.6%的試驗數據落在了20%

表3 關聯(lián)式傳熱系數預測性能比較

(a)Chen公式

(b)Liu公式

(c)Cooper公式

(d)Kim公式

(e)Shah公式

(f)改進后的關聯(lián)式圖11 現有與改進關聯(lián)式試驗數據對比圖Fig.11 Comparison of existing and improved correlations

范圍內,全部落在了30%的范圍內,標準偏差為11.8%,表明預測結果與試驗數據之間偏離程度較小;除了Liu公式,Shah公式預測性能較好,Cooper公式次之。改進后的Kim公式平均誤差、平均絕對誤差和標準偏差分別為1.4%、7.8%和9.6%,其中77.1%的數據點落在了±10%誤差范圍內,與原關聯(lián)式相比預測效果改善明顯。在圖11f中,13.6%的試驗數據落在了與試驗數據偏差10%范圍外,存在偏差的數據試驗工況為不同壓力和質量流速下入口溫度為試驗段出口剛飽和時的傳熱數據。通過熱平衡方法計算的流體狀態(tài)已經飽和,但是實際上的飽和沸騰發(fā)生的位置比熱平衡計算位置更加延后,實際該位置處于過冷沸騰階段,得到的傳熱試驗結果比預測值低,而充分沸騰后的數據不會和改進后的偏差過大。因此,不同尺寸窄矩形通道內如何準確確定飽和沸騰起始點是一個待解決的問題。

圖12為改進后的關聯(lián)式與現存文獻中試驗數據對比圖[24-27]。從圖12可以看出,改進后的關聯(lián)式可以在一定范圍內較好的對現存文獻中的數據進行預測,75%的預測數據落在了與試驗值偏差±30%范圍內。還有一部分存在較大偏差可能是以下原因導致:首先是矩形通道間隙的影響,在一定條件下氣泡從壁面脫離直徑一定,隨著通道間隙的變化,通道內氣泡行為及流型可能發(fā)生相應的變化,從而使得預測值和試驗值出現偏差;其次試驗系統(tǒng)的壓力與臨界壓力的比值也會對關聯(lián)式的預測性能產生影響,文獻[24]和[25]壓比在本文壓比范圍內,不同于本文,文獻[27]中試驗工況壓力范圍為0.13～0.26 MPa;最后文獻[27]中偏差超過30%,試驗數據大部分質量流速為400 kg/(m2·s),較本文質量流速較低,在不同間隙的矩形通道內低質量流速對傳熱的影響可能存在差異。因此為進一步了解矩形通道內沸騰流動傳熱特性,還需展開對不同間隙、不同壓比和不同質量流速條件下矩形通道內傳熱特性的研究。

圖12 改進關聯(lián)式與文獻數據對比圖Fig.12 Comparison between improved correlation and literature data

3 結 論

本文通過試驗的方法研究了入口壓力2.1～10 MPa、質量流速1 000～1 500 kg/(m2·s)、熱流密度100～300 kW/m2、通道尺寸寬高比39.4時,并聯(lián)矩形通道中不同參數對通道內換熱特性的影響,并與已有換熱經驗關聯(lián)式進行對比,試驗結果為船艦核反應堆堆芯熱工水力設計、安全分析、性能預測及結構完整性評估和優(yōu)化提供參考,得出如下主要結論。

(1)流體飽和沸騰發(fā)生后,質量流速對換熱特性的影響減弱,傳熱系數受質量流速影響不大,熱流密度對沸騰傳熱影響較大,流體換熱系數隨著熱流密度的增加而增加:此變化趨勢反映出,當熱力學干度低于0.15時,核態(tài)沸騰在換熱過程中起到主導作用。

(2)分析了并聯(lián)矩形通道內流動分配問題。通過對比相同位置、相同工況下的傳熱系數及壁溫分布,發(fā)現并聯(lián)矩形通道間的最大差值不超過±7%。因此,從傳熱特性來看,兩個并聯(lián)通道間未存在明顯的流動分配問題。

(3)和5個已有關聯(lián)式換熱特性預測性能對比,發(fā)現基于Chen類型的公式較其他類型公式具有較好的換熱預測性能,其中精度最高的為Liu和Winterton公式,對傳熱系數預測的平均誤差、平均絕對誤差和標準偏差分別為-7.2%、10.0%和11.8%,其中61.4%的數據點落在了±10%誤差范圍內;并以Kim公式為基準,得到預測精度更高的關聯(lián)式,改進后的公式分別有77.1%、96.4%的數據落在與試驗數據偏差±10%、±20%范圍內。