PDF《池内过冷核沸腾表面活化核心密度的研究》

2000 年10 月第26卷第5期北京航空航天大学学报Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics October

2000 Vol.

26 No15 ? 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. 本文的研究目的是 :运用换热机理模型对不同过 冷度下的加热表面活化核心密度进行预测 ,研究 过冷度对换热表面活化核心密度分布的影响 ,从 而进一步验证上述结论的通用性.

2 活化核心密度的预测模型 2.

1 最小可活化核心半径的预测 Griffith 和Wallis 通过分析过热液体中气泡核 心的热平衡 ,得到了在给定的过热度下 ,加热壁面 上凹坑能够被活化的的最小临界口部半径为[3] r = 2σTs hfρ v ΔT (2) 虽然该模型是在假定气泡处在均匀液体中 , 没有考虑壁面附近液体层内温度场的不均匀性 , 但许多试验(这些试验涉及不同表面、 不同液体以 及不同表面状况) 证明该模型同样适用于加热壁 面的最小活化核心半径的预测. 2.

2 活化核心密度的预测 活化核心密度的预测可通过池沸腾换热机理 模型来预测. 为了阐明池沸腾换热机理 ,许多学者 建立了了不同类型的机理模型 ,如对流类比模型、 气液交换机理模型、 微层汽化机理模型和复合模 型. 其中 ,Judd 和Hwang[4] 在玻璃表面的二氯甲烷 沸腾试验基础上提出了一个全面正确反映核态沸 腾换热全过程的复合模型. 该模型认为 :液体核态 沸腾过程包括下列

3 种最基本的热量转移过程 : 1) 液体和加热面之间的非稳态导热过程. 这 一过程发生在气泡刚脱离壁面后 ,温度较低的液 体进入原气泡所占据的加热面以及附近空间 ,与 加热面直接接触的一段时间 ;

2) 在气泡的长大过程中 ,气泡底部的微液层 蒸发吸热过程 ;

3) 液体与加热面之间的自然对流换热过程. 因此加热面的总热量为 q = qn + qb + qe (3) 假定气泡脱离时影响区域的面积为 k πR

2 d ,其中k为反映气泡影响区大小的系数. Han 和Grif2 fith 建议 k 取4[5] ,这个结果得到了广泛引用.Judd 根据二氯甲烷在玻璃表面的沸腾试验数据得到 k = 1. 8[4] ,但缺少普遍性 ,因而未得到广泛引用. 气泡脱离后冷液体与表面的接触换热量可由 非稳态导热得到 ,其热流密度为 qb = 2f klρ l cptw π ΔTkn πR

2 d (4) 非沸腾影响区的自然对流换热热流密度为 qn = 0.

14 kl g β ρ

2 l cp klμl 1/

3 ΔT4/

3 ・ (1 - kn πR

2 d) (5) 气泡底部的微液层蒸发换热热流密度为 qe =

4 3 ρ v hf f n πR

3 d (6) 如令 q′ n = qn

1 - kn πR

2 d , q′ b = qb kn πR

2 d ,则可得 n = q - q ′ n ( q′ b - q′ n) k πR2 d + 4ρ v hf fπR3 d/

3 (7) 气泡的脱离直径根据 Cole 关系式预测[6] ,即Dd = c2 σ g (ρ l - ρ v) 1/

2 Ja

3 5

4 (8) 式中 c2 为拟合常数 ,对于水取 1.

5 *

10 -

4 ,对于 其他液体取 4.

65 *

10 -

4 ;

Ja

3 为变形的Jakob 数,Ja

3 = ρ l cpTs ρ v hf 上述预测式在整个范围内与各种液体的试验 数据都甚为相符 ,因此得到了广泛应用. 脱离频率 f 使用 Zuber 基于试验观察到的气泡的上升速度 等于 Db/τ g 和τ g =τ w 的关系 ,经推导得到的解析 表达式[6] 为fDd = 0.

59 σ(ρ l - ρ v) g ρ

2 l 1/

4 (9) 综上所述 , 已知热物性后 , 根据 q、 ΔT、 Rd 、 f 即可预测活化核心密度.

3 预测结果和讨论 图1就是根据田淑荣等[7] 的过冷沸腾试验数 图1R113 过冷沸腾活化核心密度预测曲线