偏濾器極限熱流數(shù)值預(yù)計(jì)方法對(duì)比研究.docx

1、偏濾器極限熱流數(shù)值預(yù)計(jì)方法對(duì)比研究夫青山（武夷山大學(xué)）摘要：臨界熱流的數(shù)值模擬是新型偏濾器冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化的有效手段，而目前尚無(wú)成熟有效的水冷偏濾器臨界熱流數(shù)值預(yù)測(cè)方法，針對(duì)此問(wèn)題，本文對(duì)比研究了均相流沸騰模型和兩流體沸騰模型對(duì)水冷偏濾器臨界熱流進(jìn)行數(shù)值模擬的適用性；通過(guò)兩種模型含氣量分布、壁面溫度、壁面平均換熱系數(shù)、臨界熱流值等計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)針對(duì)本文的研究對(duì)象和研究參數(shù)范圍，均相流沸騰模型對(duì)于臨界熱流值的計(jì)算普適性較好，對(duì)于不同工況的臨界熱流計(jì)算誤差均不超過(guò)20%；兩流體沸騰模型對(duì)于高壓力工況（Pin=4.2Mpa）臨界熱流計(jì)算誤差小于5%，但對(duì)于低壓力工況（Pin=0.2Mpa）計(jì)算

2、誤差達(dá)到40%；在兩相體積分?jǐn)?shù)和壁面換熱系數(shù)分布上兩流體模型計(jì)算結(jié)果比均相流模型更合理。關(guān)鍵詞:水冷偏濾器；臨界熱流；數(shù)值模擬；沸騰換熱中圖分類(lèi)號(hào)：TL62+6 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A1 引言偏濾器是托卡馬克聚變裝置中排除雜質(zhì)和輸出反應(yīng)能的關(guān)鍵部件，目前大多采用水冷，其臨界熱流（Critical Heat Flux，CHF）是影響聚變裝置安全性的重要限制性參數(shù)。對(duì)于偏濾器CHF的預(yù)測(cè)國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)理論和實(shí)驗(yàn)研究，提出了許多半機(jī)理模型和經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式1-3。這些模型和關(guān)系式對(duì)其試驗(yàn)范圍內(nèi)的工況和換熱結(jié)構(gòu)適用性強(qiáng)，而對(duì)于新型換熱結(jié)構(gòu)的偏濾器臨界熱流預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度不足，數(shù)值模擬CHF預(yù)測(cè)方法是新型偏濾器冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

3、優(yōu)化的有效手段4。高熱流管流中臨界熱流發(fā)生在過(guò)冷沸騰狀態(tài)下，對(duì)過(guò)冷沸騰的數(shù)值模擬目前主要有兩種方法，分別為采用歐拉均相流沸騰模型5和兩流體沸騰模型6進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。歐拉均相流沸騰模型采用平均化的方法對(duì)兩相進(jìn)行處理，處理方法較為簡(jiǎn)單，適用性較好，對(duì)于過(guò)冷核態(tài)沸騰階段和過(guò)冷膜態(tài)沸騰階段均可以進(jìn)行計(jì)算，但無(wú)法清楚表現(xiàn)出兩相間的作用。郭雷、張樹(shù)生等人7在使用該模型對(duì)豎直矩形細(xì)通道內(nèi)沸騰換熱進(jìn)行計(jì)算時(shí)發(fā)現(xiàn)，模型可以模擬出典型臨界熱流現(xiàn)象，但準(zhǔn)確性不足。對(duì)于兩流體沸騰模型，該模型分別對(duì)兩相進(jìn)行求解，并通過(guò)相間作用將兩相聯(lián)系起來(lái)，對(duì)兩相間的作用描述較為清楚，可以完整描述過(guò)冷沸騰的各種流動(dòng)和換熱機(jī)制8，其計(jì)算準(zhǔn)

4、確性取決于對(duì)流動(dòng)換熱機(jī)制描述的正確性。Eckhard Krepper等人4和Y. Bournonville等人9在對(duì)不同的過(guò)冷沸騰工況進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，發(fā)現(xiàn)其對(duì)于過(guò)冷核態(tài)沸騰階段的計(jì)算比較準(zhǔn)確，但無(wú)法有效模擬出臨界熱流發(fā)生時(shí)的壁面溫度突升現(xiàn)象。其原因主要在于臨界熱流發(fā)生前后管內(nèi)的流動(dòng)和換熱機(jī)制發(fā)生變化，模型中缺乏對(duì)不同流動(dòng)換熱機(jī)制的處理方法。為了解決這一問(wèn)題，Ioilev A,和Samigulin M等人10提出了采用分布函數(shù)來(lái)對(duì)不同流動(dòng)機(jī)制進(jìn)行描述的方法，但其對(duì)于偏濾器臨界熱流進(jìn)行計(jì)算的可行性尚無(wú)具體研究。為獲得水冷偏濾器臨界熱流數(shù)值預(yù)測(cè)方法，本文將對(duì)比研究均相流沸騰模型和兩流體沸騰模型對(duì)水冷

5、偏濾器臨界熱流進(jìn)行數(shù)值模擬的適用性；通過(guò)兩種模型含氣量分布、壁面溫度、壁面平均換熱系數(shù)、臨界熱流值等計(jì)算結(jié)果的對(duì)比探索偏濾器臨界熱流數(shù)值計(jì)算方法，為工程設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。2 數(shù)值模擬方法2.1 計(jì)算模型為便于與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，本文對(duì)Ronald 11等人的水冷偏濾器試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行計(jì)算，偏濾器模型如圖1所示，計(jì)算工況如表1所示，其中工況1是Ronald 12等人的試驗(yàn)工況，其壓力較低，為了更全面比較兩種模型的適用性，令取高壓工況進(jìn)行計(jì)算，即工況2。計(jì)算中，采用速度進(jìn)口和壓力出口，并假設(shè)出口邊界兩相處于同一個(gè)壓力場(chǎng)。加熱壁給定熱通量。壁面對(duì)液相水設(shè)定為無(wú)滑動(dòng)邊界條件。增加100mm長(zhǎng)的進(jìn)出口段，免

6、除進(jìn)出口效應(yīng)的影響。網(wǎng)格劃分如圖2所示，為消除計(jì)算結(jié)果對(duì)網(wǎng)格的依賴(lài)性，進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性試驗(yàn)，結(jié)果表明網(wǎng)格數(shù)加密至100萬(wàn)時(shí)，數(shù)值解穩(wěn)定。圖1 偏濾器實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨D 圖2 CFD數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格劃分表1 計(jì)算工況計(jì)算工況出口壓力P/MPa進(jìn)口流量v/ (m·s-1)熱流密度q/(MW·m-2)進(jìn)口水溫t/10.2071.180.21.2 2624.541102002.2 均相流沸騰模型均相流模型將流動(dòng)的氣液兩相看作一種具有特殊物性均勻介質(zhì)，其物性參數(shù)取兩相平均值。相變的實(shí)現(xiàn)通過(guò)在控制方程加入質(zhì)量源項(xiàng)和能量源項(xiàng)實(shí)現(xiàn)。對(duì)于質(zhì)量傳遞源項(xiàng)，使用Lee模型12來(lái)表示兩相間的質(zhì)量傳遞： mv=vl

7、lTl-TsatTsat,TlTsat 0 ,Tl<Tsat (1) ml=lvvTsat-TvTsat,TvTsat 0 ,Tv>Tsat (2)其中，ml和mv分別為單位時(shí)間單位體積內(nèi)氣液兩相間質(zhì)量傳遞，kg/s m3；l和v分別為液相和氣相的體積分?jǐn)?shù)；Tl、Tv和 Tsat分別為液相溫度、氣相溫度和當(dāng)?shù)仫柡蜏囟龋琄；l和v分別為液相和氣相的時(shí)間松弛因子，為保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，采用Hertz -Knudsen公式13來(lái)計(jì)算其值。根據(jù)分子動(dòng)力學(xué)理論，交界面上的表面蒸發(fā)冷凝質(zhì)量流量可以表示為：F=M2RTsat(P*-Psat) (3)其中F為表面質(zhì)量流量kg/s m2；P*為氣體壓

8、力Pa；Psat為飽和壓力Pa；Tsat為當(dāng)?shù)貕毫ο滤柡蜏囟菿；R為氣體常數(shù)；是與氣體物理性質(zhì)有關(guān)的調(diào)節(jié)因子；M是氣體摩爾質(zhì)量，對(duì)于水是18g/mol。根據(jù)Clapeyron-Clausius公式，將壓力和溫度關(guān)系帶入4式，可得表面蒸發(fā)質(zhì)量流量和(Tl-Tsat)間的關(guān)系為 13：F=M2RTsatL（gll-g）Tl-TsatTsat (4)將該式與4式對(duì)比得：=6dM2RTsatLll-g (5)其中d為氣泡直徑m；L是當(dāng)?shù)貕毫ο滤臍饣瘽摕?，J/kg；l和g分別是是液態(tài)水和蒸汽密度，kg/m3。對(duì)于能量源項(xiàng)Sh，采用與質(zhì)量相關(guān)的能量傳遞方程： e=Lm (6)其中，L為當(dāng)?shù)貧饣瘽摕?，?/p>

9、值為當(dāng)?shù)貕毫ο嘛柡退羝惋柡鸵簯B(tài)水之間的焓差；m為氣液轉(zhuǎn)化質(zhì)量源項(xiàng)，其形式為公式1、2?？梢?jiàn)均相流沸騰模型對(duì)兩相的處理較為簡(jiǎn)單，對(duì)于不同的流動(dòng)換熱機(jī)制采取相同的處理方式，且氣液轉(zhuǎn)化效率只與當(dāng)?shù)剡^(guò)冷度和時(shí)間松弛因子有關(guān)，因此其適用性較好，對(duì)于過(guò)冷沸騰的不同階段（如核態(tài)沸騰階段、膜態(tài)沸騰階段）均可以進(jìn)行計(jì)算，且計(jì)算準(zhǔn)確性主要取決于時(shí)間松弛因子，這也造成了其無(wú)法準(zhǔn)確描述兩相間的作用，計(jì)算準(zhǔn)確性有限。2.3 兩流體沸騰模型兩流體模型假定流場(chǎng)中的氣液兩相均為相互穿透的連續(xù)介質(zhì)；兩相在時(shí)空上共存并滿(mǎn)足各自的控制微分方程；氣液兩相間動(dòng)量、能量以及質(zhì)量的傳輸通過(guò)相間傳輸項(xiàng)耦合，主要包括相間熱質(zhì)傳遞模型和相間

10、動(dòng)量傳遞模型。2.3.1 相間熱質(zhì)傳遞根據(jù)RPI模型6，通過(guò)固體壁面?zhèn)鬟f給流體的熱通量qW可以分為3部分：液相對(duì)流傳熱qC，由于液體沖擊氣泡脫離處壁面導(dǎo)致的激冷傳熱qQ和蒸發(fā)傳熱qE；但在臨界熱流條件下，壁面將不再被液體潤(rùn)濕，而被氣體占據(jù)，此時(shí)能量直接由壁面?zhèn)魅霘怏w。這樣，壁面?zhèn)鳠釞C(jī)制發(fā)生改變，RPI模型將不再適用。此時(shí)壁面熱流還有一部分傳入氣體，故使用下述函數(shù)來(lái)對(duì)壁面熱流分布進(jìn)行描述10：qw=qC+qQ+qEfl+1-flqV (7)其中：qC=hc(Tw-Tl)(1-Ab) (8)qQ=2kllT(Tw-Tl) (9)qE=dw3Nwvifgf/6 (10)qV=hV(Tw-TV)Ab

11、(11)其中hc和hV分別是液相和氣相對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2k)；Tw和Tl分別為壁面溫度和液體溫度，K；Ab=min(1,KNwDw24)是壁面上氣泡所占面積比；kl是液相導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·k)；T是時(shí)間周期，s；l=kllCpl是擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；dw是由Tolubinsky關(guān)系式4決定的氣泡脫離直徑，m；Nw=C1.085(Tw-Tsat)210是氣化核心密度，v是氣體密度，kg/m3；ifg是產(chǎn)生蒸汽的汽化潛熱，J/kg；f是氣泡脫離頻率，f=1T=4g(l-v)3lDw。函數(shù)fl決定了壁面的熱流分布，其表達(dá)式10為：fv=1-fl=120 v<v,11-cosv

12、-v,1v,2-v,1 v,1 vv,21 v>v,2 (12)其中氣體體積分?jǐn)?shù)v和臨界氣體體積分?jǐn)?shù)v,1和v,2共同決定了壁面熱流分布，一般情況下，認(rèn)為v,1=0.9，v,2=0.95。這樣，近壁單元中存在的液體蒸發(fā)傳質(zhì)速率由蒸發(fā)熱流決定：mE=qEifg+Cp,lTsub (13)在液體主流區(qū)，從壁面脫離的氣泡被冷凝，其傳質(zhì)、傳熱速率可以表示為：ml=max(hlvTsat-TlAlvHlv,0) (14)Qlv=mlHlv (15)式中，hlv為由Ranz-Marshall關(guān)系式?jīng)Q定的相間傳熱系數(shù)，Alv=6/db，其中db為氣泡直徑，為空泡份額。2.3.2 相間動(dòng)量傳遞過(guò)冷沸騰汽

13、液兩相間的動(dòng)量傳輸通常表示為界面力的形式，包括曳力FD，升力Flift，湍流耗散力Ftd，壁面潤(rùn)滑力Fwl。兩相間總的作用力Flv為以上各力之和：Flv=FD+Flift+Ftd+Fwl (16)其中各力的具體表達(dá)參考文獻(xiàn)4。2.3.3 流動(dòng)機(jī)制轉(zhuǎn)變的描述Ioilev A和Samigulin M等人10指出，在臨界熱流狀況下，管內(nèi)流動(dòng)機(jī)制發(fā)生變化，由氣泡流轉(zhuǎn)為彌散流，液體由連續(xù)相轉(zhuǎn)為離散相，氣體由離散相變?yōu)檫B續(xù)相。隨著流動(dòng)機(jī)制的轉(zhuǎn)變，其界面面積，動(dòng)量傳遞項(xiàng)（曳力，升力，湍流耗散力等），熱量傳遞項(xiàng)等都發(fā)生變化。為了計(jì)算不同流動(dòng)機(jī)制下的界面?zhèn)鬏旐?xiàng)（動(dòng)量交換、能量交換、界面面積等），采用分布函數(shù)fv

14、來(lái)描述。以表示界面?zhèn)鬏旐?xiàng)10，則：=1-fvbubbly+fvdroplet (17)其中fv與式12表達(dá)式相同，但v,1=0.3，v,2=0.7。bubbly和droplet分為為氣泡流和彌散流條件下計(jì)算得到的界面?zhèn)鬏旐?xiàng)。當(dāng)液體被定義為主相后，在計(jì)算流動(dòng)機(jī)制轉(zhuǎn)化過(guò)程中，這是保持不變的。但是在計(jì)算bubbly時(shí)液體被當(dāng)作主相，而計(jì)算droplet時(shí)氣體被當(dāng)作主相。因此，兩流體沸騰模型對(duì)兩相間的作用描述較為清楚，可以完整地描述過(guò)冷沸騰中的各種流動(dòng)和換熱機(jī)制。但該模型十分復(fù)雜，需要對(duì)各種流動(dòng)換熱機(jī)制了解十分清楚，其計(jì)算準(zhǔn)確性也取決于對(duì)流動(dòng)換熱機(jī)制描述的正確性。3計(jì)算結(jié)果及討論3.1兩種模型含氣量計(jì)

15、算結(jié)果對(duì)比圖3為兩種模型在工況1下沿程和不同截面含氣量計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，其中圖3a和3b為均相流模型計(jì)算結(jié)果，圖3c和3d為兩流體模型計(jì)算結(jié)果。由圖可以看出，對(duì)于沿程含氣量分布的計(jì)算，兩種模型計(jì)算結(jié)果大致相似，都較為不均勻，含氣量變化趨勢(shì)一致；對(duì)于周向含氣量分布的計(jì)算結(jié)果差距較大，均相流模型的計(jì)算結(jié)果較為不均勻，且冷卻通道四周都有氣體分布，而兩流體模型計(jì)算結(jié)果較為均勻，氣體主要分布在冷卻通道上表面附近，且僅分布在離壁面很近的區(qū)域內(nèi)。其原因在于：（1）均相流模型沒(méi)有考慮相間作用力和氣相對(duì)于主流湍流流動(dòng)的影響，只考慮了表面張力，氣體的分布主要取決于當(dāng)?shù)匾后w溫度，因此其周向分布隨即性較大，分布較不均勻

16、；（2）兩流體模型對(duì)于兩相間的作用考慮較為全面，氣相受到液相多種作用力的影響，分布較為均勻，且由于重力的作用，氣體主要集中在冷卻管道上表面，冷卻管道下半部分沒(méi)有氣體分布。a. 均相流模型軸向含氣量計(jì)算結(jié)果b.均相流模型徑向含氣量計(jì)算結(jié)果c.兩流體模型軸向含氣量計(jì)算結(jié)果d.兩流體模型徑向含氣量計(jì)算結(jié)果圖3 工況1下冷卻通道內(nèi)氣體分布計(jì)算結(jié)果圖4為兩種模型在工況2下沿程和周向氣體體積分?jǐn)?shù)分布計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，其中4a和4b為均相流模型計(jì)算結(jié)果，4c和4d為兩流體模型計(jì)算結(jié)果。由圖可以看出，對(duì)于沿程含氣量分布的計(jì)算，兩種模型計(jì)算結(jié)果基本相同，計(jì)算結(jié)果均勻性較好且含氣量變化趨勢(shì)和分布規(guī)律一致；對(duì)于徑向含

17、氣量分布的計(jì)算結(jié)果，均相流模型的計(jì)算結(jié)果均勻性不如兩流體模型，且兩種模型得到的氣體分布位置略有不同；相對(duì)于工況1，兩個(gè)模型含氣量的計(jì)算結(jié)果均勻性都變好。其原因在于：（1）相對(duì)于低壓工況，高壓工況下的氣體密度較大，與液體密度差距變小，對(duì)于均相流沸騰模型，其平均化處理方法的誤差變小，計(jì)算結(jié)果均勻性變好；同時(shí)由于液體流速較高，液體湍流強(qiáng)度較強(qiáng)，氣體對(duì)其的影響變小，對(duì)于未考慮氣體對(duì)主流湍流運(yùn)動(dòng)影響的均相流模型，其計(jì)算結(jié)果也更為可靠；（2）兩流體模型的各個(gè)子模型均使用了高壓工況下得到的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，因此對(duì)于高壓工況的計(jì)算，其計(jì)算結(jié)果更為準(zhǔn)確。（3）兩種模型計(jì)算結(jié)果不同的原因與低壓工況分析相同。a. 均相流

18、模型軸向含氣量計(jì)算結(jié)果b.均相流模型徑向體積分?jǐn)?shù)計(jì)算結(jié)果c.兩流體模型軸向計(jì)算結(jié)果d.兩流體模型徑向計(jì)算結(jié)果圖4工況2冷卻通道氣體分布計(jì)算結(jié)果因此，可以發(fā)現(xiàn)，兩流體模型所考慮的各種相間非曳力因素在計(jì)算氣體體積分?jǐn)?shù)徑向分布中非常重要，但是其對(duì)于氣體體積分?jǐn)?shù)軸向的平均分布影響不大；均相流模型可以用來(lái)計(jì)算含氣量在軸向上的分布，但在計(jì)算含氣量徑向分布上不準(zhǔn)；高壓工況下兩種模型的含氣量計(jì)算結(jié)果均變好。3.2兩種模型壁面換熱系數(shù)計(jì)算結(jié)果對(duì)比圖5為兩種模型在工況1下壁面平均換熱系數(shù)計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，由圖可見(jiàn)：兩種模型均能計(jì)算出壁面換熱系數(shù)先上升后下降的過(guò)冷沸騰典型特征，且單相階段兩者計(jì)算得到的平均換熱系數(shù)值相

19、差較小，但均相流沸騰模型計(jì)算得到的過(guò)冷核態(tài)沸騰階段壁面換熱系數(shù)遠(yuǎn)低于兩流體模型計(jì)算結(jié)果，即其計(jì)算得到的沸騰強(qiáng)化作用沒(méi)有兩流體模型計(jì)算結(jié)果明顯。其原因在于：均相流沸騰模型沒(méi)有考慮過(guò)冷沸騰過(guò)程中壁面換熱和單相的不同，沸騰強(qiáng)化作用主要依靠汽化潛熱實(shí)現(xiàn)，而兩流體沸騰模型中除了考慮沸騰吸收汽化潛熱外，還計(jì)算了由于沸騰導(dǎo)致的激冷熱通量，其對(duì)壁面換熱的計(jì)算要優(yōu)于均相流沸騰模型。圖6為兩種模型在工況2下計(jì)算結(jié)果對(duì)比，與上文分析相同。因此，對(duì)于過(guò)冷核態(tài)沸騰過(guò)程中壁面換熱的計(jì)算，兩流體模型要優(yōu)于均相流模型。圖5 低壓工況冷卻通道壁面換熱系數(shù)計(jì)算結(jié)果圖6 高壓工況冷卻通道壁面換熱系數(shù)計(jì)算結(jié)果3.3兩種模型臨界熱流計(jì)

20、算結(jié)果對(duì)比為對(duì)比兩種模型臨界熱流的計(jì)算結(jié)果，采用Ronald 11等人的臨界熱流判斷方法，得到壁面溫度隨加熱面熱流密度變化曲線(xiàn)如圖7所示。由圖可見(jiàn)，兩種模型對(duì)于單相階段的溫度計(jì)算結(jié)果差距較小，但對(duì)于兩相階段的溫度計(jì)算差距較大，但兩者均可用于光滑管偏濾器臨界熱流的計(jì)算，只是計(jì)算值不同：均相流模型計(jì)算得到的臨界熱流值為1200kw/m2，誤差為20%，而兩流體模型計(jì)算得到的臨界熱流值為1400 kw/m2，誤差約為40%。工況2計(jì)算結(jié)果如圖8所示。由圖可以看出：高壓工況與低壓工況計(jì)算結(jié)果曲線(xiàn)變化規(guī)律相同，兩者都能計(jì)算出臨界熱流發(fā)生時(shí)的壁面溫度突升現(xiàn)象；由均相流沸騰模型計(jì)算得到的臨界熱流值為9MW/

21、m2，而由兩流體沸騰模型計(jì)算得到的臨界熱流值為8MW/m2；由Tong-75公式1可以判定，該工況下結(jié)構(gòu)的臨界熱流值為8.3 MW/m2，均相流沸騰模型計(jì)算結(jié)果誤差約為8%，兩流體沸騰模型計(jì)算結(jié)果誤差約為4%。因此，由于對(duì)于兩相的均勻化處理，均相流沸騰模型對(duì)于不同工況的適用性較好，對(duì)于本文計(jì)算工況誤差均在20%以下；而由于采用了大量依賴(lài)于經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式的子模型，兩流體模型的計(jì)算準(zhǔn)確性主要依賴(lài)于其子模型的適用范圍，對(duì)于其子模型適用的高壓工況計(jì)算結(jié)果較好，誤差僅為4%。圖7工況1壁面溫度隨加熱面熱流密度變化曲線(xiàn)圖8工況2壁面溫度隨加熱面熱流密度變化曲線(xiàn)4結(jié)論通過(guò)對(duì)兩種模型的冷卻通道內(nèi)氣體體積分?jǐn)?shù)分布、

22、壁面換熱系數(shù)、臨界熱流等主要參數(shù)計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，得到結(jié)論如下：（1）對(duì)于對(duì)冷卻通道內(nèi)氣體分布的計(jì)算，由于考慮了相間作用力等影響氣體在截面內(nèi)分布的作用，兩流體模型的截面氣體分布計(jì)算均勻性較好，且氣體主要分布在冷卻通道上部，而均相流模型中氣體的分布僅取決于當(dāng)?shù)剡^(guò)冷度，因此其計(jì)算截面氣體分布隨機(jī)性較大，且氣體在冷卻通道四周都有分布，根據(jù)理論分析，兩流體模型的截面氣體分布計(jì)算結(jié)果較好；但對(duì)于氣體沿流向的分布規(guī)律，兩者區(qū)別不大。（2）對(duì)于壁面換熱的計(jì)算，兩流體模型由于對(duì)壁面換熱機(jī)制考慮的較為完善，而均相流沸騰模型直接利用了和單相相同的處理方法，因此兩流體模型的計(jì)算結(jié)果明顯優(yōu)于均相流沸騰模型。（3）對(duì)于臨

23、界熱流的計(jì)算，針對(duì)本文的研究對(duì)象和研究參數(shù)范圍，均相流沸騰模型對(duì)于不同工況的臨界熱流計(jì)算誤差不超過(guò)20%；兩流體沸騰模型對(duì)于高壓力工況（Pin=4.2Mpa）臨界熱流計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確度優(yōu)于均相流模型，誤差小于10%，但對(duì)于低壓力工況（Pin=0.2Mpa）誤差達(dá)到40%；這是由于兩流體模型采用了大量依賴(lài)于經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式的子模型，其計(jì)算適用范圍有限；而均相流沸騰模型適應(yīng)性較好。（4）兩流體模型由于可以描述相間作用和流動(dòng)機(jī)制的轉(zhuǎn)變，更適用于鎢銅偏濾器臨界熱流的數(shù)值模擬；通過(guò)改進(jìn)子模型的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，可以使其應(yīng)用范圍進(jìn)一步擴(kuò)展。參考文獻(xiàn)1 A.R. Raffray, J. Schlosser, et al. C

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