楊寬，閻昌琪，曹夏昕

（哈爾濱工程大學核安全與仿真技術國防重點學科實驗室，黑龍江哈爾濱150001）

引 言

相較于傳統(tǒng)的流道，窄矩形通道在流動沸騰條件下單位體積內(nèi)可以獲得更高的傳熱性能[1]，因而具有窄矩形幾何結構特征的流道廣泛應用于緊湊式的工業(yè)熱交換器以及一體化反應堆、實驗堆堆芯中[2-3]。采用窄矩形幾何結構的板式工業(yè)熱交換器以及使用板狀燃料組件的反應堆堆芯往往具有較小的設備體積，可以適應浮動式核電站以及船用核動力裝置的需求。

為了提高船舶核動力裝置的安全性，非能動安全技術廣泛應用，自然循環(huán)僅依靠回路內(nèi)冷熱段流體的密度差即可驅(qū)動回路內(nèi)流體循環(huán)流動，可提高核動力裝置的固有安全性。同時，這些設備換熱面往往具有較大的熱負荷，過冷沸騰現(xiàn)象廣泛出現(xiàn)在這些設備的流道當中，因此準確計算自然循環(huán)條件下窄矩形流道內(nèi)過冷沸騰兩相摩擦阻力對于這些設備的設計和安全評估具有十分重要的意義。

王廣飛等[4-6]對多種不同高寬比的窄矩形通道內(nèi)的常壓下空氣-水兩相流動的摩擦阻力進行了實驗研究，對典型的兩相摩擦壓降計算關系式進行了評價，并根據(jù)其實驗結果提出了修正公式。秦勝杰等[7]對高壓條件下的小寬高比矩形通道內(nèi)飽和沸騰蒸汽-水兩相摩擦阻力進行了實驗研究，引入反映小通道對氣泡生長限制的無量綱特征參數(shù)Nconf，對ChisholmC模型[8]中的參數(shù)C值進行修正以進行矩形通道阻力特性預測。劉傳成等[9]對常壓下窄矩形通道內(nèi)入口過冷出口達到飽和狀態(tài)的蒸汽-水兩相摩擦阻力特性進行了實驗研究，發(fā)現(xiàn)Chisholm 系數(shù)C與Martinelli 參數(shù)X存在指數(shù)關系，并且隨著全液相Reynolds 數(shù)而變化，據(jù)此給出了新的分液相摩擦因子的計算方法；在其兩相摩擦壓降剝離過程中忽略了過冷沸騰段的影響。孫奇等[10]在中壓強迫循環(huán)工況下開展了?32 mm×3 mm 豎直圓管內(nèi)的低流速過冷沸騰壓降實驗，并且同時測量了過冷沸騰空泡率，結合其提出的過冷沸騰真實含氣率分布模型[11]剝離出了兩相摩擦壓降，實驗發(fā)現(xiàn)低流速過冷沸騰條件下實驗段內(nèi)截面空泡份額不大，總壓降中重力壓降占總壓降份額較大，其值遠遠大于加速度壓降和摩擦壓降，同時推薦采用MN 因子計算式或Friedel公式進行摩擦壓降計算。顏建國等[12]對高熱流條件下內(nèi)徑6 mm 的圓管通道內(nèi)過冷沸騰流動阻力特性進行了實驗研究，并分析了質(zhì)量流速、熱通量、壓力、沸騰數(shù)、Jakob數(shù)等系統(tǒng)參數(shù)對流動阻力的影響，提出了一個考慮了管徑因素修正項的經(jīng)驗關聯(lián)式，該關聯(lián)式的預測誤差在±18%范圍內(nèi)；其實驗研究中獲得的兩相流動阻力并未將兩相加速壓降項和摩擦壓降項分離，而是統(tǒng)一處理。趙楠等[13]對常壓下寬度分別為3 mm和4 mm的豎直窄縫通道內(nèi)的過冷沸騰特性進行了可視化實驗研究，實驗發(fā)現(xiàn)隨著熱通量的增加，進出口壓降出現(xiàn)振蕩現(xiàn)象，熱通量越大振蕩幅度越大，氣泡的產(chǎn)生、脫離、聚合、湮滅等行為的加劇使得流動的不穩(wěn)定性產(chǎn)生；窄縫寬度因素對實驗段進出口壓降有明顯的影響，4 mm的振蕩幅度要大于3 mm的振蕩幅度，其研究中并未對兩相摩擦壓降進行分離研究。

綜上所述，學者們已經(jīng)對窄矩形通道、常規(guī)通道內(nèi)兩相摩擦阻力進行了大量實驗研究，實驗工質(zhì)包括空氣-水、蒸汽-水以及制冷劑，流動形式包括絕熱兩相流、過冷流動沸騰和飽和流動沸騰，而對低壓低流速自然循環(huán)工況下窄矩形通道內(nèi)的過冷沸騰摩擦阻力特性的研究相對較少。因此，本工作采用去離子水作為實驗工質(zhì)，在低壓低流速自然循環(huán)工況下開展了單面加熱可視化窄矩形通道內(nèi)的過冷沸騰摩擦阻力特性實驗研究，提出了適用于本實驗條件的兩相摩擦壓降的剝離計算方法，對已有的兩相摩擦壓降計算經(jīng)驗關系式進行適用性評估，并在此基礎上提出修正計算模型。

1 實驗裝置和參數(shù)

實驗裝置的結構如圖1 所示，其位于一個液壓機械搖擺平臺上，可進行傾斜以及簡諧正弦搖擺運動，本實驗中將其調(diào)節(jié)至水平靜止狀態(tài)。實驗裝置由主循環(huán)回路和輔助冷卻回路組成，輔助冷卻回路為主回路冷凝器提供二次側(cè)冷卻水。

圖1 實驗裝置流程Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

通過切換主回路閥門開合，主循環(huán)回路可以運行在強迫循環(huán)和自然循環(huán)工況下，將主循環(huán)回路調(diào)節(jié)至自然循環(huán)模式運行，去離子水經(jīng)過預熱器加熱至指定過冷度后流入窄矩形通道實驗本體中被再次加熱產(chǎn)生過冷沸騰。

單面加熱可視化實驗段本體的結構可見文獻[14]，窄矩形流道由3 mm 厚度的316 L 不銹鋼板和蝕刻在石英玻璃上的一個矩形槽道裝配形成，其橫截面名義尺寸為71 mm×2 mm，當量直徑De為3.9 mm，實驗板的加熱段長度0.55 m。實驗段加熱板上沿著流動方向開有四個引壓孔，一共采用三個壓差傳感器測量沿程壓降，從下到上三個測壓段的長度分別為0.065、0.2、0.215 m。

如圖2 所示，在實驗段本體支撐架上安裝了一個二維導軌，高速攝影儀安裝在導軌平臺上，可拍攝沿著流動方向上窄矩形通道內(nèi)不同位置處不同區(qū)域范圍的氣液兩相圖像。

實驗過程中通過電磁流量計測量回路循環(huán)流量，兩個N型鎧裝熱電偶測量實驗段進出口水溫，實驗過程中使用的流量計和壓差傳感器的量程等參數(shù)如表1所示。

表1 測量儀表參數(shù)Table 1 Parameters of measurement instruments

圖2 實驗段本體結構Fig.2 Schematic diagram of test section

2 實驗數(shù)據(jù)處理

2.1 單相實驗驗證

為了驗證實驗測量裝置的可靠性，同時為兩相摩擦阻力壓降的計算提供基礎，首先開展了冷態(tài)等溫強迫循環(huán)條件下，在矩形通道內(nèi)的單相流動阻力特性實驗。由于矩形通道內(nèi)絕熱層流流動條件下速度分布存在級數(shù)形式解析解，根據(jù)Shah 等[15]的研究結果，可在充分發(fā)展的層流條件下，高寬比ε在0～1 范圍內(nèi)，將矩形通道內(nèi)的單相摩擦阻力系數(shù)計算關系式簡化為與通道高寬比相關的指數(shù)形式關系式，其和理論解的最大相對誤差在0.05%范圍內(nèi)，該計算關系式為

式中，λ為單相摩阻系數(shù)；Re為矩形通道內(nèi)的Reynolds數(shù)；ε為矩形通道截面的高寬比。

如圖3 所示，將窄矩形實驗段在冷態(tài)條件下獲得的沿程摩阻系數(shù)λ-Re特性曲線在雙對數(shù)坐標系上繪制，圖中λlaminar為采用Shah & London 關系式計算的結果，λBlasius為采用Blasius 關系式的計算結果。Blasius 關系式假設流道壁面到中心的速度為1/7 指數(shù)律分布，并且結合部分實驗數(shù)據(jù)擬合得來，最佳適用范圍為充分發(fā)展湍流區(qū)，Re<10000 區(qū)域范圍?？梢?，λ-Re曲線出現(xiàn)了典型的層流-湍流轉(zhuǎn)捩現(xiàn)象，層流-過渡區(qū)轉(zhuǎn)捩點在Reynolds 數(shù)2700 附近，過渡區(qū)-湍流轉(zhuǎn)捩點Reynolds 數(shù)在3340 附近。Shah &London 關系式和Blaxius 關系式分別能很好地預測層流區(qū)和湍流區(qū)內(nèi)的阻力特性，其平均相對誤差分別為1.13%和2.04%，可見本實驗中的測量裝置有較好的精度。對于過渡區(qū)內(nèi)的阻力特性，采用層流區(qū)-過渡區(qū)轉(zhuǎn)捩點和過渡區(qū)-湍流區(qū)轉(zhuǎn)捩點兩點之間的值進行插值計算，與實驗值對比，平均相對誤差為2.859%。

2.2 兩相摩擦壓降計算

在兩相實驗工況中，入口水溫處于過冷狀態(tài)，實驗段同時存在單相段和兩相段，為了確定兩相段摩擦壓降，需要首先確定測壓段內(nèi)兩相段長度。實驗過程中通過高速攝影儀拍攝沿著流動方向上不同位置處的圖像信息，確定過冷沸騰起始點的位置。

圖3 窄矩形通道在冷態(tài)等溫條件下的單相阻力特性曲線Fig.3 Single-phase friction coefficient characteristic in isothermal condition

如圖4所示，本實驗工況中，核化點首先出現(xiàn)在通道中心處，實驗中認為壁面中心區(qū)域內(nèi)首先出現(xiàn)較多的核化點，并且能夠持續(xù)產(chǎn)生氣泡的位置為過冷沸騰起始點，然后記錄過冷沸騰起始點位置。圖4 中出現(xiàn)的拋物線表示過冷沸騰起始點后壁面上核化點數(shù)目的增加和向加熱板兩側(cè)邊緣位置的發(fā)展。

實驗過程中通過調(diào)節(jié)系統(tǒng)壓力、實驗段入口過冷度和實驗段加熱功率改變工況，圖5 為四種不同熱工條件下，高速攝影儀拍攝的加熱通道中心部分區(qū)域的氣泡圖像。實驗中觀察到，實驗段內(nèi)的流型主要為泡狀流，觀察到的氣泡大多為在加熱壁面上滑移的氣泡，其尺寸與通道窄邊高度一個數(shù)量級。氣泡從核化點產(chǎn)生后，當局部過冷度和壁面熱通量滿足氣泡的生存條件，氣泡會脫離核化點，沿著流動方向在加熱壁面上滑移運動，過程中氣泡直徑和運動速度不斷增大。如圖5(a)～(c)所示，隨著系統(tǒng)壓力減小，入口過冷度的減小和加熱功率的增大，通道內(nèi)的氣泡群直徑和密度也隨之增大，氣泡直徑和氣泡群密度增大到一定程度，聚合過程大量發(fā)生，如圖5(d)所示，此時大量氣泡聚合形成氣塊，改變通道內(nèi)的阻力特性和驅(qū)動力大小，進而引發(fā)流動不穩(wěn)定，此時測壓段內(nèi)壓差產(chǎn)生強烈振蕩，因此本實驗中獲得數(shù)據(jù)均來自流量較為穩(wěn)定的過冷沸騰泡狀流條件下的實驗工況。

圖4 過冷沸騰起始點處的氣泡圖像Fig.4 Bubble images at point of nucleate boiling

圖5 不同熱工工況下的氣泡圖像Fig.5 Bubble images in varies set of working condition

實驗過程中，在豎直靜止條件下，通過壓差傳感器可獲得窄矩形通道測壓段內(nèi)的總壓降，而總壓降ΔPt由重位壓降ΔPg,tp、加速壓降ΔPa,tp和摩擦壓降ΔPf,tp三部分組成。重位壓降和加速壓降分別可按式（2）～式（4）計算。

式中，G為通道內(nèi)的質(zhì)量流速，kg/(m2·s)；α為局部的空泡份額；ρl和ρg分別為液相和氣相密度,kg/m3；xi和xo分別為測壓段進出口的質(zhì)量含氣率；αi和αo分別為測壓段進出口的空泡份額。

為了剝離出實驗段內(nèi)的兩相摩擦壓降，需要獲得實驗段內(nèi)的空泡份額以及真實質(zhì)量含氣率。由于本實驗工況大多處于過冷度沸騰區(qū)域，流型為典型的泡狀流，此時通道內(nèi)的質(zhì)量含氣率和空泡份額相對較低，此時認為通道內(nèi)空泡份額從過冷沸騰起始點開始到凈蒸汽產(chǎn)生點之間沿著流動方向近似服從線性分布，該假設和典型加熱圓管通道內(nèi)的流動區(qū)域中劃分的深度欠熱區(qū)特性相類似。在圓管內(nèi)，深度欠熱區(qū)內(nèi)的氣泡附著在加熱壁面上，不能在主流中生存，阻力特性通常作為表面粗糙度的增加處理，而在本實驗中觀察到，氣泡從加熱壁面產(chǎn)生后很快就脫離核化點，在加熱壁面上滑移過程中不斷長大，氣泡尺寸也與通道窄邊寬度處于一個數(shù)量級，氣泡行為會顯著影響通道的流動特性。

本實驗中，采用了孫奇等[16]提出的適用于計算低質(zhì)量流速條件下的凈蒸汽產(chǎn)生點模型來獲得凈蒸汽產(chǎn)生點位置，該模型通過考慮靜蒸汽產(chǎn)生點處氣泡的熱力學平衡和水力學平衡推導而出。

式中，Xeq,NVG為凈蒸汽產(chǎn)生點處的熱平衡含氣率；q″為壁面熱通量，kW/m2;cp為液相的比定壓熱容，kJ/(kg·k);ilg為汽化潛熱,kJ/kg;Prl為液相Prandtl數(shù);σ為表面張力系數(shù),N/m。

在確定了凈蒸汽點的位置后，為獲得實驗段內(nèi)的空泡份額，還需要獲得凈蒸汽點處的空泡份額值大小，本實驗采用了Rouhani[17]提出的公式計算凈蒸汽產(chǎn)生點處的空泡份額，該模型適用于較大壓力范圍內(nèi)水介質(zhì)過冷沸騰條件。

式中，Psys為系統(tǒng)壓力，MPa；Ph為通道橫截面加熱周長，m;Ac為通道橫截面面積,m2。

實驗段內(nèi)從過冷沸騰起始點開始各處的空泡份額通過線性插值獲得，即通道內(nèi)從過冷沸騰起始點開始距離x處的空泡份額αx為

摩擦壓降的剝離還需要獲得通道內(nèi)的真實質(zhì)量含氣率，而空泡份額通過以上計算已知，所以本實驗中該數(shù)據(jù)通過空泡份額模型反推獲得，本實驗中采用典型的漂移流模型Chexal-Lellouche 模型[18]計算。根據(jù)Coddington 等[19]對空泡份額計算的漂移流模型進行的系統(tǒng)評價研究表明，該模型在非常寬廣的工況范圍內(nèi)預測準確度最高，被核反應堆工程中廣泛使用的熱工水力計算程序RELAP5 和RETRAN所采用。

在已知通道內(nèi)真實含氣率和空泡份額后，可以根據(jù)式(3)和式(4)計算出測壓段內(nèi)的加速壓降和重位壓降，進而可以求得兩相摩擦壓降的實驗值。

3 實驗結果和分析

表2給出了豎直兩相自然循環(huán)實驗中的熱工參數(shù)范圍，在該實驗范圍內(nèi)通過第2 節(jié)給出的計算方法剝離出壓降的實驗值，并且將實驗值和采用典型的均相流和分相流摩擦阻力計算模型的計算結果進行了對比，對其適用性進行了評價。

表2 實驗參數(shù)范圍Table 2 Range of experimental parameters

評價標準為實驗值與計算值之間的平均相對誤差(MRE)和相對誤差在30%以內(nèi)的數(shù)據(jù)比例Ω，其中

3.1 計算模型評價

圖6給出了采用不同等效黏度計算方法的均相流模型計算結果和實驗值的比較，表3 給出了各種均相流模型的平均相對誤差MRE 以及相對誤差在30%以內(nèi)的數(shù)據(jù)比例Ω。由圖6 可知，均相流模型計算的結果相較于實驗值整體都明顯偏小，而且互相之間的差別很小，MRE 均在18%左右。這是由于本實驗工況中流型處于泡狀流，通道內(nèi)的真實含氣率雖然相對較小，但通道內(nèi)存在的氣泡尺寸與通道窄邊寬度相當，其數(shù)量密度也相對較大，氣泡群對流動的影響較大，而且此時氣液兩相之間的滑移現(xiàn)象也較為顯著，而均相流模型假設中未考慮氣液之間相互作用的影響，特別在低質(zhì)量含氣率區(qū)域，其等效黏度計算結果未能反映出氣相的影響，其計算結果的等效黏度和單向流體的黏度相差不大，所以導致其計算結果整體明顯偏小。

表3 均相流模型計算結果和實驗值比較Table 3 Comparison of calculation results of homogeneous models with experimental data

圖6 均相流模型的計算結果和實驗值的比較Fig.6 Comparison of calculation results of homogeneous models with experimental data

圖7為分型流模型中采用分液相折算系數(shù)方法計算的兩相摩擦阻力值和實驗值的對比，表4 為這些模型的平均相對誤差MRE 以及相對誤差在30%以內(nèi)的數(shù)據(jù)比例Ω。由圖7可知，Sun and Mishiba 模型和Zhang and Mishiba 模型能較好地預測實驗段內(nèi)的兩相摩擦阻力值，其MRE 分別為12.21% 和15.38%，且其Ω分別為100%和85.71%，這兩個模型中均考慮了在窄矩形通道中較為顯著的表面張力的影響，特別是Sun and Mishiba模型，還考慮了分液相或者分氣相流態(tài)區(qū)域的影響，因此其預測結果相對較好，但有輕微高估通道內(nèi)兩相摩擦壓降的趨勢。ChisholmC模型是基于常規(guī)通道內(nèi)實驗數(shù)據(jù)提出的典型分液相模型，其在窄矩形通道內(nèi)的預測結果稍差。王廣飛等[4]通過其窄矩形通道內(nèi)空氣-水兩相流實驗數(shù)據(jù)，基于ChisholmC模型，根據(jù)分液相Reynolds 數(shù)和分氣相Reynolds 數(shù)之比30 進行分區(qū)擬合修正，其實驗工況流動參數(shù)范圍和本實驗不相符，其適用于較大液相和氣相質(zhì)量流量參數(shù)范圍內(nèi)計算，故誤差較大。Mishiba and Hibiki 模型根據(jù)其1～4 mm 小直徑圓管內(nèi)的空氣-水兩相流數(shù)據(jù)對ChisholmC模型中的系數(shù)C進行了修正，不適用于本實驗中的窄矩形通道，而Lee and Lee 模型根據(jù)其水平窄矩形通道內(nèi)空氣-水兩相流動實驗數(shù)據(jù)，對ChisholmC模型中的系數(shù)C也進行了修正，故計算結果和本實驗中豎直條件下蒸汽-水的實驗數(shù)據(jù)結果相差較大。

表4 分液相折算系數(shù)方法的計算結果和實驗值比較Table 4 Comparison of calculation results of ?2l based models with experimental data

圖8為分型流模型中采用全液相折算系數(shù)方法計算的兩相摩擦阻力值和實驗值的對比，表5 為這些模型的平均相對誤差MRE 以及相對誤差在30%以內(nèi)的數(shù)據(jù)比例Ω。可見，Tran 模型均能較好地預測實驗中的兩相摩擦阻力值，大部分實驗點均落入±30%的誤差線內(nèi)，平均相對誤差12.28%；而ChisholmB和Muller-Steinhagen and Heck 模 型 雖 然大部分數(shù)據(jù)點都落在30%的誤差限內(nèi)且平均相對誤差相對較小，但其都明顯低估了通道內(nèi)的摩擦壓降。

圖7 分液相折算系數(shù)方法的計算結果和實驗值的比較Fig.7 Comparison of calculation results ofbased models with experimental data

表5 全液相折算系數(shù)方法計算結果和實驗值比較Table 5 Comparison of calculation results of ?2lo based models with experimental data

3.2 模型的提出與驗證

基于本實驗中獲得的實驗數(shù)據(jù)，基于分相流模型中的分液相折算方法，考慮到影響在窄矩形通道內(nèi)兩相摩擦壓降的關鍵參數(shù)，即反映通道內(nèi)總質(zhì)量流速影響的全液相Reynolds 數(shù)Relo、氣液各相阻力占比的Martinelli 參數(shù)X和反映窄通道尺寸影響的La的作用，采用以下關系式計算分液相折算系數(shù)

圖8 全液相折算系數(shù)方法的計算結果和實驗值的比較Fig.8 Comparison of calculation results ofbased models with experimental data

其中Laplace數(shù)La為

圖9 顯示了擬合關系式和本實驗數(shù)據(jù)的對比，所有數(shù)據(jù)點均落在正負20%的誤差限范圍內(nèi)，平均相對誤差MRE為8.54%，與實驗數(shù)據(jù)符合較好。

為驗證本文計算方法以及獲得的兩相摩擦壓降關系式的可信度，對過冷沸騰條件下，對窄通道內(nèi)的阻力特性進行了文獻調(diào)研，提取Baburajan 等[31]的數(shù)據(jù)，其實驗工況為：系統(tǒng)壓力0.12 MPa，質(zhì)量流速450、600、690 kg/(m2·s)，熱通量225～445 kW/m2,入口溫度28℃,當量直徑5.5 mm,加熱段長度0.55 m,與本文實驗工況較為接近。采用本文中使用的計算方法對該實驗數(shù)據(jù)進行處理，并且使用本文獲得的過冷沸騰兩相摩擦阻力關系式(13)計算摩擦壓降，進而獲得總壓降，將其與Baburajan 等[31]的總壓降計算關系式結果進行對比，結果如圖10 所示，可見所有數(shù)據(jù)點均在正負20%誤差限內(nèi)，平均相對誤差MRE 為6.45%，可見本文方法可以較好地預測過冷沸騰條件下的兩相摩擦阻力，具有較寬的適用范圍。因此，在過冷沸騰條件下，本文獲得的兩相摩擦壓降計算關系式(13)的適用系統(tǒng)參數(shù)范圍可拓展為：系統(tǒng)壓力0.1～0.3 MPa、質(zhì)量流速0～700 kg/(m2·s)、熱 通 量80～450 kW/m2、入 口 過 冷 度20～70℃。

圖9 擬合關系式的計算結果和實驗值的比較Fig.9 Comparison of calculation results of new correlation with experimental data

圖10 本文計算方法與文獻[31]實驗數(shù)據(jù)的對比Fig.10 Comparison of present calculation methods with experimental data from Ref.[31]

4 結 論

(1)本實驗通過可視化觀察，發(fā)現(xiàn)實驗工況中兩相流型主要為泡狀流，通道內(nèi)存在的氣泡尺寸與通道窄邊寬度相當，其數(shù)量密度也相對較大，大部分在加熱壁面沿著流動方向滑移，氣泡群行為會對主流流動產(chǎn)生明顯的擾動，明顯增大了通道內(nèi)兩相摩擦阻力。

(2)基于實驗獲得的兩相摩擦阻力實驗數(shù)據(jù)，對經(jīng)典的兩相摩擦阻力計算模型進行了評價。實驗發(fā)現(xiàn)，采用均相流模型計算的結果相較于實驗值整體都明顯偏小，而且互相之間的差別很小，MRE 均在18% 左右。分相流模型中Sun and Mishiba 模型和Tran 模型能較好地預測窄矩形通道實驗段內(nèi)的兩相摩擦阻力特性，其MRE 分別為12.21%和12.28%，并且大多數(shù)實驗點均落入正負30 的誤差限內(nèi)。

(3)針對本文數(shù)據(jù)，考慮全液相Reynolds 數(shù)Relo、Martinelli 參 數(shù)X和Laplace 數(shù)La等 重 要 參 數(shù) 的 影響，給出了分液相折算系數(shù)的計算關系式，能較好地預測過冷沸騰下窄通道內(nèi)的兩相摩擦壓降，平均相對誤差為8.54%，并且通過其他文獻中的實驗數(shù)據(jù)對本文中采用的計算方法進行了對比驗證，表明修計算關系式具有較高的精度和較寬的適用范圍。

符 號 說 明

De——當量直徑，m

L——長度，m

ΔPa,tp——兩相段加速壓降，Pa

ΔPf,tp——兩相段摩擦壓降，Pa

ΔPg,tp——兩相段重位壓降，Pa

ΔPt——測壓段總壓降，Pa

Re——Reynolds數(shù)

X——Martinelli參數(shù)

Xeq——熱平衡含氣率

x——質(zhì)量含氣率

ε——矩形通道寬高比

λ——摩擦阻力系數(shù)

下角標

cal——計算值

exp——實驗值

l,g——分別為液相、氣相

i,o——分別為進口、出口

ONB——過冷沸騰起始點

ONVG——凈蒸汽產(chǎn)生點起始點