豎直窄矩形通道內(nèi)環(huán)狀流的流動(dòng)傳熱特性

陳沖，高璞珍，譚思超，余志庭，陳先兵

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豎直窄矩形通道內(nèi)環(huán)狀流的流動(dòng)傳熱特性

陳沖，高璞珍，譚思超，余志庭，陳先兵

（哈爾濱工程大學(xué)核安全與仿真技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，黑龍江哈爾濱 150001）

為了研究豎直窄矩形通道內(nèi)環(huán)狀流的流動(dòng)傳熱特性，建立了窄矩形通道內(nèi)環(huán)狀流的數(shù)學(xué)物理模型，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。通過數(shù)值求解環(huán)狀流的數(shù)學(xué)物理模型得到了環(huán)狀流區(qū)域的壓降梯度、沸騰傳熱系數(shù)和液膜內(nèi)的速度分布。結(jié)果表明窄矩形通道內(nèi)的環(huán)狀流模型能夠很好地預(yù)測環(huán)狀流區(qū)域的壓降梯度和沸騰傳熱系數(shù)，而且環(huán)狀流液膜內(nèi)速度在法向的分布是非線性的，在層流邊界層區(qū)速度梯度較大。熱通量和窄矩形通道的尺寸對(duì)液膜的流速有很大影響，隨熱通量的增加和窄矩形通道尺寸的減小液膜的流速逐漸增加，然而質(zhì)量流速對(duì)液膜流速的影響較小，而且隨質(zhì)量流速的增加液膜的速度逐漸減小。

窄矩形通道；液膜流速；環(huán)狀流；相平衡；傳熱；相變

引 言

窄矩形通道具有結(jié)構(gòu)緊湊和傳熱效率高等獨(dú)特的熱工水力特性，使其成為高性能緊湊式換熱器的主要結(jié)構(gòu)形式之一，目前廣泛應(yīng)用在核能、化工、電子冷卻、高能激光等行業(yè)中。窄矩形通道能夠消除或減輕兩相流的不穩(wěn)定性，其流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)比一般的光管提高60%～90%[1]。Wang等[2]對(duì)矩形微槽內(nèi)水的流動(dòng)沸騰換熱進(jìn)行了可視化研究，結(jié)果表明在低壁面過熱度的工況下窄矩形通道內(nèi)的主要流型為環(huán)狀流。Sun等[3]、Su等[4]、Du等[5]在窄通道兩相沸騰實(shí)驗(yàn)中得出了相似的結(jié)論，并認(rèn)為窄通道中的主要流型為環(huán)狀流。Joseph等[6]對(duì)環(huán)狀流在通道內(nèi)的穩(wěn)定性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明當(dāng)液膜工質(zhì)黏度較大、氣芯工質(zhì)黏度較小時(shí)環(huán)狀流能夠保持穩(wěn)定的發(fā)展，同時(shí)從機(jī)理上解釋了液膜初始的波動(dòng)狀態(tài)和環(huán)狀流形成的原因。Okawa等[7]、Han等[8]、Sawant等[9]、Barbosa等[10]、Cioncolini等[11]通過不同的實(shí)驗(yàn)方法和機(jī)理分析給出了不同工況范圍內(nèi)氣芯液滴夾帶率和沉積率的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。李衛(wèi)東等[12]在考慮液滴沉積和夾帶機(jī)理的基礎(chǔ)上建立了水平管道環(huán)狀流周向液膜厚度分布的理論模型，該模型能夠很好地預(yù)測水平管道環(huán)狀流區(qū)域的液膜厚度。Qu等[13]認(rèn)為在窄通道中環(huán)狀流起始點(diǎn)的質(zhì)量含氣率與Martinelli參數(shù)有關(guān)，并給出了窄通道環(huán)狀流起始點(diǎn)質(zhì)量含氣率的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。Fu 等[14]根據(jù)流體的質(zhì)量、動(dòng)量和能量方程建立了圓管的環(huán)狀流模型，得到了環(huán)狀流區(qū)域的沸騰傳熱系數(shù)和壓降梯度，模型的理論計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值的誤差在±25%之內(nèi)。Su等[4]建立了窄環(huán)隙管的環(huán)狀流模型，該模型能夠很好地預(yù)測窄環(huán)隙通道環(huán)狀流區(qū)域的壓降梯度和沸騰傳熱系數(shù)，并給出了液膜厚度的變化趨勢(shì)。Du等[5]利用環(huán)狀流模型對(duì)窄矩形通道的臨界熱通量（CHF）進(jìn)行了預(yù)測，結(jié)果表明窄矩形通道的臨界熱通量隨系統(tǒng)壓強(qiáng)的增加而逐漸增加，并且在2～4 MPa區(qū)間存在一個(gè)峰值，在相同的實(shí)驗(yàn)工況下臨界熱通量隨質(zhì)量流量和入口過冷度的增加而增加，隨窄矩形通道高度的增加而增加，而且窄矩形通道的寬度對(duì)臨界熱通量影響不大。

綜上所述，關(guān)于圓管環(huán)狀流模型的文獻(xiàn)較多，同時(shí)環(huán)狀流模型能夠較好地預(yù)測壓降梯度和沸騰傳熱系數(shù)。目前窄矩形通道的研究主要集中在單相流體的流動(dòng)傳熱特性方面以及通道內(nèi)流場和溫度場的數(shù)值模擬，關(guān)于沸騰工況下窄矩形通道內(nèi)的流動(dòng)傳熱特性的研究較少，這是由于窄矩形通道的尺寸很小，在低含氣率下就有可能出現(xiàn)很大的空泡份額，而且沸騰工況下通道內(nèi)的主要流型為環(huán)狀流。本研究根據(jù)液膜的質(zhì)量、動(dòng)量和能量方程以及氣芯的動(dòng)量方程建立了窄矩形通道的環(huán)狀流模型，并通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，分析了窄矩形通道環(huán)狀流區(qū)域的流動(dòng)傳熱特性。

1 窄矩形通道內(nèi)環(huán)狀流模型

1.1 環(huán)狀流模型的基本假設(shè)

窄矩形通道內(nèi)環(huán)狀流的數(shù)學(xué)物理模型示于圖1。通道內(nèi)的流型主要為單相流、泡狀流、攪混流和環(huán)狀流。在環(huán)狀流區(qū)域，液膜和夾帶液滴的氣芯之間存在著質(zhì)量、動(dòng)量和能量交換，即液膜不斷地蒸發(fā)進(jìn)入氣芯，氣芯也會(huì)卷吸液膜，同時(shí)快速運(yùn)動(dòng)的液滴還會(huì)與液膜接觸而沉積在氣液交界面處。當(dāng)液滴的沉積、夾帶和液膜蒸發(fā)之間達(dá)到平衡時(shí)，在通道的法向方向液膜的厚度將會(huì)到達(dá)一個(gè)穩(wěn)定值，整個(gè)環(huán)狀流區(qū)域處于穩(wěn)定的流動(dòng)狀態(tài)。在分析窄矩形通道內(nèi)環(huán)狀流區(qū)域的流動(dòng)和傳熱特性時(shí)對(duì)模型進(jìn)行一些假設(shè)：①在通道環(huán)狀流區(qū)域流型始終維持規(guī)則的環(huán)狀流；②流體是不可壓縮的；③液膜厚度周向分布均勻且壓力法向分布均勻；④液膜為穩(wěn)態(tài)流動(dòng)，忽略軸向的導(dǎo)熱和對(duì)流換熱，只有沿徑向的導(dǎo)熱；⑤液滴在氣芯中的分布是均勻的，而且液滴與單相氣之間沒有滑移。

圖1 窄矩形通道環(huán)狀流模型

1.2 環(huán)狀流起始點(diǎn)

窄矩形通道加熱實(shí)驗(yàn)段的材料為不銹鋼，實(shí)驗(yàn)段外圍有保溫裝置，不能實(shí)際觀察到環(huán)狀流起始點(diǎn)的位置。由熱平衡方程得

環(huán)狀流起始點(diǎn)處的質(zhì)量含氣率an是一個(gè)重要的參數(shù)。Taitel等[15]在預(yù)測氣液兩相流流態(tài)轉(zhuǎn)換的研究中提出用Martinelli參數(shù)預(yù)測環(huán)狀流起始點(diǎn)處的質(zhì)量含氣率，并認(rèn)為當(dāng)an1.6時(shí)通道開始出現(xiàn)環(huán)狀流。

在實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理時(shí)選擇質(zhì)量含氣率大于an的區(qū)域，這樣就能確保實(shí)驗(yàn)流體處于環(huán)狀流區(qū)域。

1.3 液膜區(qū)的控制方程

氣芯和液膜之間的質(zhì)量交換會(huì)導(dǎo)致液膜的質(zhì)量流量隨實(shí)驗(yàn)段軸向距離的變化而變化，液膜的質(zhì)量守恒方程[16]為

根據(jù)環(huán)狀流模型的假設(shè)，液膜的能量方程為

邊界條件

環(huán)狀流區(qū)域，兩相沸騰傳熱系數(shù)

根據(jù)牛頓內(nèi)摩擦定律，液膜內(nèi)部的剪切力

邊界條件

渦流黏度用來描述液膜內(nèi)部的紊流程度，由Fu-Klausner關(guān)系式[14]得

液膜的質(zhì)量流量

1.4 氣芯區(qū)的控制方程

根據(jù)環(huán)狀流模型的基本假設(shè)，環(huán)狀流區(qū)域的壓力在法向的分布是均勻的，環(huán)狀流區(qū)域的壓力梯度dd可以由氣芯的動(dòng)量方程計(jì)算得到。

1.5 氣液界面區(qū)方程

氣液交界面處的剪切力是氣芯和液膜出現(xiàn)速度差時(shí)產(chǎn)生的相互作用力，同時(shí)氣液交界面的剪切力是計(jì)算液膜質(zhì)量流量和流速的重要參數(shù)。由Fore關(guān)系式[17]

環(huán)狀流區(qū)域，氣芯液滴的沉積率是指單位時(shí)間內(nèi)氣芯液滴沉積在單位面積液膜上的質(zhì)量。對(duì)于均勻加熱的窄矩形通道，液滴沉積率由兩部分組成：一個(gè)是液滴與液膜接觸產(chǎn)生的正效應(yīng)沉積率ep,p，另一個(gè)是氣液交界面處的蒸發(fā)阻礙液滴與液膜接觸而產(chǎn)生的負(fù)效應(yīng)沉積率ep,b。

矩形通道環(huán)狀流氣芯液滴的沉積率為

Kataoka等[18]根據(jù)絕熱充分發(fā)展的環(huán)狀流模型得出正效應(yīng)沉積率為

Milashenko等[19]給出了液滴的負(fù)效應(yīng)沉積率

窄矩形通道環(huán)狀流氣芯液滴的夾帶率由兩部分組成：一個(gè)是氣芯對(duì)液膜產(chǎn)生擾動(dòng)作用，使液膜產(chǎn)生波動(dòng)繼而將液膜卷吸入氣芯，稱為液膜波動(dòng)夾帶率nt,w；另一個(gè)是在不斷加熱的通道內(nèi)面產(chǎn)生氣泡，氣泡在氣液交界面處破裂產(chǎn)生液滴，稱為沸騰夾帶率nt,b。氣芯液滴夾帶率為

Okawa等[7]認(rèn)為氣液交界面處的切應(yīng)力與水的表面張力的比值在預(yù)測液膜波動(dòng)夾帶率時(shí)起主要作用，并給出了液膜波動(dòng)夾帶率的關(guān)系式

Ueda等[20]給出了沸騰夾帶率的關(guān)系式

用數(shù)值解法求解上述方程組，可以得到窄矩形通道環(huán)狀流區(qū)域的沸騰傳熱系數(shù)、壓降梯度、液膜流速等流動(dòng)傳熱特性參數(shù)。

2 窄矩形通道熱工水力實(shí)驗(yàn)裝置

關(guān)于周邊加熱的窄矩形通道環(huán)狀流的文獻(xiàn)和數(shù)據(jù)點(diǎn)很少。為了驗(yàn)證窄矩形通道的環(huán)狀流模型，設(shè)計(jì)了窄矩形通道熱工水力實(shí)驗(yàn)裝置。

窄矩形通道熱工水力實(shí)驗(yàn)裝置示于圖2。整個(gè)實(shí)驗(yàn)裝置由實(shí)驗(yàn)回路和冷卻回路組成。冷卻回路由室外冷卻塔、水箱、循環(huán)水泵和冷凝器組成，它的主要作用是冷卻實(shí)驗(yàn)回路中的熱流體。實(shí)驗(yàn)回路由窄矩形實(shí)驗(yàn)段、冷凝器、主泵、穩(wěn)壓器、電磁流量計(jì)、預(yù)熱器和直流電源組成。直流電源用來給窄矩形實(shí)驗(yàn)段加熱，其最大加熱功率為100 kW；預(yù)熱 器用來維持實(shí)驗(yàn)段入口溫度，其最大加熱功率為45 kW；穩(wěn)壓器與高壓氮?dú)馄客ㄟ^軟管道連接，用來維持系統(tǒng)壓力。實(shí)驗(yàn)啟動(dòng)時(shí)，主泵為整個(gè)實(shí)驗(yàn)回路提供循環(huán)動(dòng)力，實(shí)驗(yàn)工質(zhì)首先在預(yù)熱器中加熱，達(dá)到預(yù)定溫度后進(jìn)入窄矩形實(shí)驗(yàn)通道，在實(shí)驗(yàn)通道中由直流電源繼續(xù)加熱，直到出口含氣率達(dá)到預(yù)定的要求，當(dāng)實(shí)驗(yàn)工況穩(wěn)定后采集實(shí)驗(yàn)通道的壁面溫度、壓差和系統(tǒng)壓強(qiáng)，之后流體流入冷凝器，被冷卻回路冷卻，最后經(jīng)過主泵流入預(yù)熱器，進(jìn)入下一個(gè)循環(huán)。

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置

窄矩形通道的尺寸為2 mm×40 mm，熱電偶距離入口處的距離為/e32、72、125、180、217、253、274，引壓孔的編號(hào)從入口到出口分別為1、4、5，距離入口的距離為/h56、230、282，可以測量1-4段和4-5段壓差。使用電磁體積流量計(jì)測量工質(zhì)的流量，量程為0～3 m3·h-1，測量準(zhǔn)確度為±0.3%；壓降測量使用的是壓力傳感器，其量程為200 kPa，測量準(zhǔn)確度為±0.2%；7組熱電偶的測量誤差在±0.3℃以內(nèi)。

3 模型驗(yàn)證及結(jié)果分析

3.1 窄矩形通道環(huán)狀流模型驗(yàn)證

軸向壓降梯度和兩相沸騰傳熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)值與窄矩形通道環(huán)狀流模型的計(jì)算值的對(duì)比示于圖3和圖4。

圖3 壓降梯度實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比

圖4 傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比

圖3給出的窄矩形通道軸向壓降梯度的誤差在±30%以內(nèi)，數(shù)據(jù)的平均絕對(duì)誤差（MEA）為20%。在±30%的放射線內(nèi)窄矩形通道環(huán)狀流軸向壓降梯度計(jì)算值大于實(shí)驗(yàn)值的數(shù)據(jù)點(diǎn)的份額為62.3%，而且這些數(shù)據(jù)點(diǎn)大部分集中在小于75 kPa的范圍內(nèi)。這主要是因?yàn)樵趯?shí)驗(yàn)過程中為了確保測量實(shí)驗(yàn)段壓差的壓差變送器的量程能夠滿足高質(zhì)量含氣率的實(shí)驗(yàn)工況而選取了量程為200 kPa的壓差變送器。在小功率或者質(zhì)量含氣率較小時(shí)，此壓差變送器采集的靈敏度不夠，也就是說，當(dāng)功率或者質(zhì)量含氣率的微小變化引起壓差變化時(shí)，并沒有被壓差變送器采集，或者采集的數(shù)值比真實(shí)值要小，所以會(huì)導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)測量的結(jié)果比計(jì)算的結(jié)果小，尤其在壓差小于75 kPa的范圍。

窄矩形通道沸騰傳熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)值和模型計(jì)算值的對(duì)比示于圖4，其誤差在±30%以內(nèi)，數(shù)據(jù)的平均絕對(duì)誤差（MEA）為19.6%。

綜合上面的分析以及圖3和圖4顯示的數(shù)據(jù)分布，可以說明用環(huán)狀流模型預(yù)測窄矩形通道軸向壓降梯度和沸騰傳熱系數(shù)是可靠的。

3.2 環(huán)狀流液膜內(nèi)部的流速分布

在通道尺寸和質(zhì)量流速不變的工況下熱通量對(duì)環(huán)狀流液膜內(nèi)流速分布的影響示于圖5 (a)，橫坐標(biāo)是距離壁面的量綱1距離，。圖5 (a)表明，隨著熱通量的增加，液膜內(nèi)流速逐漸增加。這主要是因?yàn)殡S著熱通量的增加液膜的厚度減小，同時(shí)環(huán)狀流氣芯內(nèi)蒸汽量增加，蒸汽的速度加大，進(jìn)而使氣液交界面處液膜的流速增加，從而帶動(dòng)內(nèi)部流體流速的加大。由圖5 (a)還可以看出，在定熱通量情況下液膜內(nèi)部流速的分布并不是線性的關(guān)系，液膜內(nèi)流體速度的梯度是隨量綱1距離的增加先保持不變，然后減小，最后非線性地增加，尤其在靠近氣液交界面處流體的速度梯度增加得很快。這主要是因?yàn)樵诳拷訜岜诿嫣幋嬖陴ば缘讓?，黏性底層?nèi)部是層流流動(dòng)，在黏性底層區(qū)域液膜流速隨量綱1距離的增加是線性增加的，黏性底層的厚度在25 μm左右，由于黏性底層靠近壁面且厚度很小，其內(nèi)部的速度梯度相對(duì)較大。在黏性底層上面是紊流區(qū)域，液體質(zhì)點(diǎn)在紊流區(qū)域的不規(guī)則運(yùn)動(dòng)會(huì)使流體的速度趨于均勻化，速度梯度相對(duì)較小，即液膜的速度隨量綱1距離的增加變化不是很劇烈。在靠近氣液交界面處流體的速度梯度很大，主要是因?yàn)闅庖航唤缑嫣幍牧黧w受到環(huán)狀流氣芯的剪切應(yīng)力作用，使流體加速，但這種加速的影響效果由于紊流質(zhì)點(diǎn)的不規(guī)則運(yùn)動(dòng)只能維持在很短的距離之內(nèi)。所以液膜內(nèi)流速的法向分布并不是線性的，在不同的區(qū)域有不同的速度梯度。

圖5 液膜內(nèi)的速度分布

不同的質(zhì)量流速對(duì)液膜流速分布的影響示于圖5 (b)。隨著質(zhì)量流速的增加，液膜的速度減小，但是液膜速度減小的幅度很小，即質(zhì)量流速對(duì)液膜速度的影響效果較小。產(chǎn)生這種影響的主要因素在于隨著質(zhì)量流量的增加液膜的厚度逐漸增加，同時(shí)隨著質(zhì)量流量的增加氣液交界面處液體的蒸發(fā)量減小，環(huán)狀氣芯內(nèi)蒸汽量減小，導(dǎo)致整個(gè)環(huán)狀氣芯的速度減小，氣芯和氣液交界面處液膜的速度差減小，氣芯對(duì)液膜的加速作用減小，液膜的速度減小。

不同矩形通道高度對(duì)環(huán)狀流液膜流速分布的影響示于圖5 (c)。隨著通道高度的增加，液膜流速逐漸減小，主要是因?yàn)殡S著矩形通道高度的增加環(huán)狀流液膜的厚度逐漸增加，同時(shí)隨著通道高度的增加在環(huán)狀流區(qū)域氣芯的截面積增加，在相同的蒸汽蒸發(fā)量的工況下氣芯的流速會(huì)降低，氣芯對(duì)液膜的剪切力減小，在兩者的共同作用下液膜內(nèi)的流速會(huì)逐漸降低。

不同矩形通道寬度對(duì)液膜流速分布的影響示于圖5 (d)。隨著矩形通道尺寸的增加，液膜的流速減小，主要是因?yàn)殡S著通道寬度的增加液膜的厚度減小，而且環(huán)狀流氣芯的截面增加，氣芯的流速減小，氣芯對(duì)液膜的作用力減小，所以隨著通道寬度的增加液膜的流速減小，而且速度減小的幅度較大。在圖5 (d)中還可以看出，隨著通道寬度的增加，液膜流速的分布逐漸趨于線性分布，這主要是因?yàn)殡S著通道寬度的增加液膜的厚度加速地減小，在通道寬度80 mm時(shí)液膜的厚度為36.5 μm，基本處在層流邊界層區(qū)域，同時(shí)氣芯和液膜的速度差較小，氣芯對(duì)液膜的作用力較小，則液膜速度隨量綱1距離的增加基本呈線性關(guān)系。

4 結(jié) 論

（1）根據(jù)質(zhì)量、動(dòng)量和能量方程建立的窄矩形通道環(huán)狀流模型能夠很好地預(yù)測兩相壓降梯度和沸騰傳熱系數(shù)，模型計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值的誤差在±30%以內(nèi)，平均絕對(duì)誤差分別為20%和19.6%。

（2）在環(huán)狀流區(qū)域液膜速度沿法向的分布是非線性的，在層流邊界層區(qū)域速度梯度較大，在紊流邊界層區(qū)域速度梯度較小，在靠近氣液交界面處速度梯度非線性地增加。

（3）環(huán)狀流液膜的速度隨熱通量的增加和通道尺寸的減小而逐漸增加，隨質(zhì)量流速的增加而減小，而且熱通量和通道尺寸對(duì)液膜流速的影響效果較大。

符 號(hào) 說 明

A——通道截面面積，m2 De——當(dāng)量直徑，m Dep——液滴沉積率，kg·m2·s-1 Ent——液滴夾帶率，kg·m2·s-1 g——重力加速度，m·s-2 hfg——汽化潛熱，kJ·kg-1 htp——沸騰傳熱系數(shù)，kW·m-2·℃-1 L——加熱段長度，m P——壓強(qiáng)，MPa pr——濕周，m q——熱通量，kW·m-2 r——距離壁面長度，m s——矩形通道高度，m T——溫度，℃ u——速度，m·s-1 W——質(zhì)量流量，kg·m-2·s-1 w——矩形通道寬度，m X——Martinelli參數(shù) x——質(zhì)量含氣率 α——空泡份額 δ——液膜厚度，m η——熱擴(kuò)散率，m2·s-1 μ——?jiǎng)恿︷ざ?，kg·m-1·s-1 ρ——密度，kg·m-3 σ——表面張力，N·m-1 τ——剪切應(yīng)力，N·m-2 φ——液滴夾帶份額 下角標(biāo) an——環(huán)狀流區(qū)域 c——環(huán)狀流氣芯 cal——計(jì)算值 exp——實(shí)驗(yàn)值 g——?dú)庀?i——?dú)庖航唤缑?in——實(shí)驗(yàn)段入口 l——液相 lf——液膜 sat——飽和態(tài) w——壁面

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Flow and heat transfer characteristics of annular flow in verticalrectangular narrow channel

CHEN Chong, GAO Puzhen, TAN Sichao, YU Zhiting, CHEN Xianbing

(Laboratory for Fundamental Science in Nuclear Safety and Simulation Technology, Harbin Engineering University, Harbin 150001, Heilongjiang, China)

A mathematical model of annular flow in vertical rectangular narrow channel was developed and experimental verification was performed in order to study flow and heat transfer characteristics of annular flow in vertical rectangular narrow channel. Through numerically solving the mathematical model, pressure gradient, boiling heat transfer and liquid film velocity profile in the annular flow region were obtained. The present model could well predict pressure gradient and boiling heat transfer. The liquid film velocity profile of annular flow in the normal direction was not linear, and liquid film velocity gradient was large in the laminar boundary layer. Rectangular narrow channel size and heat flux had significant effect on liquid film velocity profile. Liquid film velocity increased with increasing heat flux and decreased with increasing channel size. The effect of mass flow rate on liquid film velocity was smaller than the effect of heat flux and channel size, and liquid film velocity decreased with increasing mass flow rate.

rectangular narrow channel; liquid film velocity; annular flow; phase equilibrium; heat transfer; phase change

2014-07-21.

GAO Puzhen, gaopuzhen@hrbeu.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20141094

TL 334

A

0438—1157（2015）02—0537—08

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（50806014）。

2014-07-21收到初稿，2014-09-16收到修改稿。

聯(lián)系人：高璞珍。第一作者：陳沖（1989—），男，博士研究生。

supported by the National Natural Science Foundation of China (50806014).