低參數條件下并聯多通道間汽-水兩相流密度波不穩定性分析

劉佳倫, 張永海, 陳勇強

(1． 西安交通大學 化學工程與技術學院, 西安 710049;2． 浙江先創能源科技股份有限公司, 浙江金華 321000)

目前我國能源結構仍以煤電為主,通過對火電機組進行靈活性改造實現深度調峰,是當前提升電力系統靈活性和改善電網負荷特性的主要手段[1]。深度調峰常態化以后,大量設備在嚴重低于設計工況的非正常工況下運行[2];鍋爐水冷壁是火電機組重要的承壓和受熱部件,研究表明機組深度調峰過程中鍋爐側出現的問題最多、最復雜[3]。在深度調峰低負荷運行時,運行壓力的降低導致鍋爐水冷壁管內工質汽、水的密度差增大,使汽水兩相流的沿程阻力壓降分布發生顯著變化,可能在部分水冷壁管內誘發流動不穩定性。密度波脈動是最常見的一種流動不穩定現象,其中周期性流量脈動可能會使蒸發點的位置和局部管壁金屬溫度發生周期性變化,從而使金屬產生疲勞,劇烈的水動力脈動還可能導致相關設備或部件的強烈振動或機械損壞[4]。

國內外學者針對鍋爐水冷壁等汽水系統內發生的密度波不穩定性開展了相關研究。陳聽寬等[5]基于西安交通大學高壓汽水試驗臺對亞臨界壓力下螺旋管圈水冷壁傾斜管中水動力不穩定性開展了試驗研究,分析了壓力、入口過冷度、熱負荷分布以及入口和出口節流等對螺旋管圈水動力不穩定性的影響。Shen等[6]建立了適用于超臨界壓力下鍋爐水冷壁流動不穩定性分析的單通道計算模型,對600 MW超臨界W火焰鍋爐水冷壁管道內的流動不穩定性進行了模擬分析。歐陽詩潔等[7]采用一維單通道模型對1 000 MW超超臨界鍋爐水冷壁系統低負荷(40%額定出力負荷)運行的部分典型回路進行了數值計算。Zhang等[8]針對亞臨界壓力下單個內螺紋管內汽液兩相流的密度波不穩定現象建立了單變量頻域法模型,分析了不同管型結構參數對管內密度波脈動的影響。謝貝貝等[9]考慮了管壁金屬的蓄熱作用,建立了基于時域分析方法的數值計算模型,并利用該模型對超臨界循環流化床(CFB)環形爐膛鍋爐水冷壁流動不穩定性進行計算分析。

此外,還有不少學者針對核反應堆汽水通道內的流動不穩定性開展了一系列研究,如陳磊等[10]采用RELAP4/Mod3.4軟件對中壓受熱通道內的密度波不穩定性進行了計算分析。張巍等[11]采用RELAP5程序分別對并聯雙通道在非均勻、非對稱加熱條件下的流動不穩定性進行了模擬研究。魯曉東等[12]基于均相流假設建立了并聯通道系統密度波脈動的時域法計算模型,采用軸向余弦功率加熱模擬軸向非均勻功率加熱,發現余弦功率加熱在高過冷度區會降低并聯通道系統穩定性,而在低過冷度區能增強系統穩定性。Guo等[13]充分考慮了過冷沸騰對流動不穩定性的影響,建立了并聯多通道內汽液兩相流不穩定性模型,發現通道間的不對稱加熱降低了系統的穩定性。Colombo等[14]利用RELAP5計算軟件對亞臨界壓力下單通道和并聯雙通道內汽液兩相流體的密度波脈動開展了數值研究,重點分析了管道長度與管道傾斜度對管內密度波脈動的影響。

盡管國內外學者對兩相流密度波不穩定性開展了大量研究,但是針對深度調峰低負荷工況下鍋爐水冷壁流動不穩定性的相關研究結果較為匱乏。在深度調峰運行下,隨著鍋爐負荷的持續降低,鍋爐水冷壁的壓力和工質質量流速等運行參數大幅降低。同時,爐膛內火焰的充滿度和爐溫降低,導致爐內火焰極不穩定,水冷壁管道沿程熱負荷分布的不均勻性加劇[15]。因此,需要額外關注在低壓力、低質量流速條件以及軸向熱負荷分布不均條件下鍋爐水冷壁不穩定性的預測和分析。此外,過去大多數研究往往將實際水冷壁系統簡化為單根通道或者并聯雙通道結構來研究其密度波不穩定性。然而,僅僅2個通道很難完全體現水冷壁多通道間的流動不穩定現象。

為此,筆者建立適用于分析并聯任意多通道間汽水兩相流密度波不穩定性的計算模型,并以并聯三通道系統為例,對低參數條件(低壓力、低質量流速)下鍋爐水冷壁多通道間的密度波不穩定性開展研究。

1 模型的建立

鍋爐水冷壁可簡化為如圖1所示的并聯多通道系統。在圖1中,在上聯箱與下聯箱之間并聯多根通道(通道總數目用NB表示),各通道沿流動方向進行加熱。流體由下聯箱流入,經過各并聯上升通道受熱,最后從上聯箱流出。

圖1 并聯多通道系統幾何結構示意圖Fig.1 Geometric structure diagram of a parallel multi-channel system

1.1 模型假設

為了便于建模分析,采用以下假設:(1) 每個通道內流體流動視為一維、變物性流動,同一截面上的介質物性分布均勻;(2) 介質與金屬壁面只在徑向進行換熱,不考慮軸向換熱;(3) 各通道入口壓力也相等,出口壓力也相等;(4) 在能量方程中忽略黏性耗散的影響。

1.2 數學模型

通道內流體的流動與換熱計算基于如下一維均相非穩態N-S方程。

質量守恒方程:

(1)

動量守恒方程:

(2)

能量守恒方程:

(3)

狀態方程:

ρ=f(p,h)

(4)

式中:ρ、p、h、qm分別為通道內流體的密度、壓力、焓和質量流量;t為時間長度;z為空間長度;g為重力加速度;A為通道流通截面積;θ為流體流動方向與水平方向之間的夾角;Ql為線熱流密度;Cf為流體沿通道流動的阻力系數,包括沿通道摩擦阻力部分和通道進、出口局部阻力部分的阻力系數,按下式[16]計算。

(5)

式中:Dh為通道水力直徑;Kin、Kout分別為通道進、出口局部阻力系數,與通道進、出口結構有關;δd為一維狄拉克函數;在通道入口位置,z=0 m,在通道出口位置,z=l,l為通道總長度;f為當地摩擦阻力系數。

1.3 數值求解

在采用數值計算方法求解微分控制方程之前,需對各通道進行網格劃分,各通道的網格劃分方式相同,圖2顯示了通道i(i=1,2,…,NB)的網格劃分示意圖。

圖2 通道內網格劃分示意圖Fig.2 Schematic diagram of grid division along each channel

在圖2中,對通道i沿管長方向共劃分NC個控制容積,j表示通道i中第j(j=1,2,…,NC)個控制容積,Δz為單位網格的長度。為了方便建模,用X(i,j,k)表示在時層k下通道i中控制容積j的出口流體狀態參數(X包括流體壓力p、溫度T、焓h、質量流量qm和密度ρ等)。另外,在時層k下與通道i中控制容積j對應的壁面線熱流密度用Q(i,j,k)表示。分別對質量、動量、能量守恒方程進行離散,空間項從網格入口界面到出口界面進行積分,對時間項進行向前差分[17],因此在控制容積(i,j)中的質量、動量、能量守恒離散方程如下所示。

質量守恒離散方程:

(6)

動量守恒離散方程:

(7)

能量守恒離散方程:

(8)

式中:Δt為時間步長。

為了使方程組封閉,需補充工質的狀態方程:

ρ(i,j,k)=f(p(i,j,k),h(i,j,k))

(9)

上述方程中忽略時間項,即可得到相應的穩態控制方程。

1.4 邊界條件

邊界條件如下:(1) 保持系統總入口工質質量流量qm,total為常數;(2) 保持系統入口工質焓hin為常數;(3) 保持系統入口壓力pin為常數;(4) 各通道熱負荷分布Q(i,j,k)已知,i=1, 2, …,NB且j=1, 2, …,NC;(5) 各通道出口壓力相等。

1.5 源項計算

對于亞臨界壓力下的單相過冷水或者過熱蒸汽,阻力系數f可用式(10)[18]來計算。

(10)

式中:ζ為單相流體摩擦阻力系數;R為表面粗糙度。

對于亞臨界壓力下的水與水蒸氣兩相工質,阻力系數f可用式(11)[18]來計算。

(11)

式中:ψ為修正系數,由式(12)和式(13)計算;x為流體干度;ρL和ρG分別為液相密度和氣相密度。

當流體質量流速G≤1 000 kg/(m2·s)時,

(12)

當G>1 000 kg/(m2·s)時,

(13)

1.6 求解策略

在并聯多通道系統中,隨著通道數目的增多,各通道間的參數耦合變得復雜,模型的求解相對復雜,筆者設計了如下的迭代方法來求解并聯多通道內密度波不穩定性計算模型。

(1) 通過求解穩態方程,獲得初始穩態工況下所有流體網格進出口流體參數的穩態值,并將其作為初始時層k(k=1時)下的流體參數值。

(2) 對任意通道施加熱負荷微擾動(熱負荷突增1%),開始時層k+1的計算。

(3) 假設當前時層k+1下通道i(i=1,2,…,NB-1)的入口流體質量流量qm(i,0,k+1),則通道NB的入口流體質量流量可以利用下式計算得到。

(14)

(4) 通過迭代法求解各流體網格內的離散控制方程,獲得在當前時層k+1下各通道內各個流體網格的進出口流體參數X(i,j,k+1),i=1, 2,…,NB且j=1, 2,…,NC。

(5) 根據邊界條件,各個通道的出口流體壓力pout(i,k+1)(i=1, 2,…,NB)應相等,為了校驗當前時層下該邊界條件是否滿足,利用式(15)計算當前時層下各通道出口壓力的相對偏差δp(i,k+1)。

(15)

如果各通道出口壓力的相對偏差δp(i,k+1)均低于一個足夠小的閾值ξ,則認為步驟(3)中各通道入口流體質量流量的假設值是正確的,當前時層下迭代過程收斂,并繼續進入下一個時層的計算;否則,如果任一通道的出口壓力偏差值高于給定的閾值ξ,則返回步驟(3),修正相應通道的入口流體質量流量假設值,并重復步驟(3)～步驟(5),直到滿足收斂條件為止。

2 模型驗證

利用文獻[19]中并聯雙通道內汽水兩相流不穩定性的實驗數據對本文模型進行驗證,實驗段結構參數如表1所示。

表1 實驗工況參數[19]Tab.1 Experimental condition parameters[19] 單位:m

利用本文模型計算了不同工況下并聯雙通道系統的臨界熱流密度,表2給出了本文模型計算值與實驗數據的對比結果,其中qc為臨界熱負荷。

表2 模型計算值與實驗數據的對比Tab.2 Comparison between model calculated values and experimental data

從表2可以看出,在所有工況下,本文模型的預測結果與實驗結果吻合較好,所有算例下的相對誤差均不超過5%,在可接受范圍內。

3 結果與分析

參考深度調峰低負荷運行條件下鍋爐水冷壁相關結構參數和工況條件,利用本文程序對低參數條件下并聯多通道系統內的兩相流密度波脈動開展研究?？紤]到實際水冷壁通道數目極多,達上千根,很難對全部管道進行模擬計算。筆者在能夠反映基礎科學問題的基礎上,考慮水冷壁管間熱負荷分布的復雜性及計算效率,以并聯三通道系統為例開展研究。實際鍋爐水冷壁長度可能從十幾米到幾十米不等,為了便于研究,將通道長度設置為10 m;參照實際鍋爐水冷壁管徑范圍[20],取通道內徑為0.018 m。參考某660 MW超臨界鍋爐在20%BMCR(BMCR為鍋爐最大連續出力負荷)深度調峰干態運行負荷時的水冷壁運行參數[15],本文研究工況范圍如表3所示。

表3 20%BMCR實際運行工況與本文設置工況下的水冷壁運行參數Tab.3 Actual operating conditions of water wall under 20%-BMCR and the calculated conditions set in this paper

3.1 網格無關性驗證

在開展計算分析之前,需要對時間及空間步長進行無關性驗證。首先進行時間步長的無關性驗證,取空間步長為0.05 m,計算不同時間步長下的系統密度波脈動的臨界熱負荷qc(即各通道熱負荷之和)。圖3和圖4分別給出了不同步長下系統的臨界熱負荷,其中時間步長Δt= 0.005～0.200 s,空間步長Δz=0.005～1.000 m。

圖3 不同時間步長下的臨界熱負荷Fig.3. Threshold heat power under different time steps

圖4 不同空間步長下的臨界熱負荷Fig.4 Threshold heat power under different spatial steps

從圖3可以看出,當時間步長小于0.05 s時,臨界熱負荷基本不再隨時間步長的變化而變化,然而繼續減小時間步長會使計算量和計算耗時增加,因此時間步長選取0.05 s比較合適。

從圖4可以看出,當空間步長小于0.2 m時,系統臨界熱負荷基本不再隨空間步長的變化而變化,繼續減小空間步長反而會使計算量增加,因此空間步長選取0.2 m比較合適。

3.2 并聯多通道間密度波脈動特性分析

首先基于給定入口工況,計算了在均勻熱流密度分布下,并聯多通道系統處于臨界穩定狀態下的密度波脈動特性。入口工況條件如下:各通道內的平均質量流速(以下簡稱系統質量流速)為400 kg/(m2·s),入口溫度為250 ℃,系統壓力為10 MPa。然后通道1的熱負荷在t=1.5 s時突然增加1%,而其余2個通道的熱負荷保持初始值不變。計算獲得對應臨界熱流密度下3個通道的脈動曲線,如圖5所示。

圖5 并聯三通道系統內各通道入口工質質量流量的密度波脈動曲線Fig.5 Density oscillation curves of the mass flow of working fluid at the inlet of each channel in a parallel three-channel system

從圖5可以看出,在對通道1施加擾動后,擾動通道(通道1)與非擾動通道(通道2、通道3)間呈現異相等幅脈動。在該工況下,各個通道的熱流密度值均為3.46 kW/m,對應系統總熱負荷為103.8 kW。該熱負荷值為當前該入口工況下對應的臨界熱負荷。當系統熱負荷低于該數值時,脈動呈現收斂振蕩,系統處于穩定工況;當系統熱負荷高于該數值時,脈動呈現發散振蕩,系統處于不穩定工況。此外,根據計算結果,該工況下各通道的出口流體干度為0.016,工質處于汽液兩相流狀態。在圖5中,由于所有非擾動通道具有相同的邊界條件,因此其脈動特性一致,通道2和通道3的脈動曲線相互重合。通道1的脈動振幅A1與通道2的脈動振幅A2之比約為2∶1,這是由于在異相脈動過程中,所有通道的總質量流量保持不變,所有擾動通道內質量流量的脈動振幅之和等于其他所有非擾動通道內質量流量的脈動振幅之和。因此,相比于通道2和通道3,通道1內工質質量流量的脈動振幅較高。

如前文分析,在鍋爐水冷壁深度調峰低負荷運行過程中,系統壓力及管內質量流速等參數大幅降低,而且受到爐膛火焰燃燒狀況影響,水冷壁表面的熱流密度分布是極不均勻的。下面分別研究這3種影響因素對低參數條件下并聯多通道系統內兩相流密度波不穩定性的影響。

在鍋爐水冷壁實際運行中,隨著鍋爐負荷的變化,水冷壁入口工質質量流量、壓力、溫度以及爐膛熱負荷分布均同步發生變化。采用控制變量法來研究不同影響因素的影響規律,即在研究某個因素的影響時,保證其他參數不變。

3.3 系統壓力的影響

在深度調峰運行中,系統可能在極低壓力下運行,本節進一步研究了不同壓力下(p=8 MPa、10 MPa、12 MPa)并聯多通道系統密度波脈動的變化特征。圖6給出了不同壓力下通道1入口工質質量流量的密度波脈動曲線。

圖6 不同系統壓力下通道1入口工質質量流量的密度波脈動曲線Fig.6 Density oscillation curves of the inlet working fluid mass flow in channel 1 under different system pressures

從圖6可以明顯看出,隨著系統壓力的持續降低,通道內工質質量流量的密度波脈動曲線由收斂趨勢轉為等幅振蕩,并最終轉為發散振蕩。這表明系統的穩定性隨著系統壓力的降低逐漸減弱。密度波脈動產生的原因是高密度與低密度的兩相混合物交替流過加熱段,造成阻力與傳熱特性的相應變化,壓力與流量的反饋導致了入口工質質量流量的自維持脈動。通道進出口密度變化是表征密度波不穩定性的重要參數,一般而言,進出口密度變化越劇烈,系統趨于不穩定[21]。表4給出了不同系統壓力下通道進、出口流體參數計算結果。

表4 不同系統壓力下通道進、出口流體參數Tab.4 Fluid parameters at the inlet and outlet of the channel under different system pressures

從表4可以看出,在不同系統壓力下,通道出口流體焓基本不變。但是隨著系統壓力的逐漸降低,對應的飽和溫度隨之降低。當壓力為12 MPa時,通道出口工質溫度還未達到飽和溫度,對應流體密度為684.6 kg/m3;當系統壓力降低至10 MPa時,通道出口流體溫度已經高于飽和溫度,出口工質已經達到兩相狀態,對應流體密度為583.0 kg/m3;當系統壓力進一步降低至8 MPa時,對應出口流體密度進一步降低至321.5 kg/m3。很明顯,隨著系統壓力的持續降低,通道進、出口密度差明顯增大,流體的可壓縮性增強,更容易誘發密度波脈動,系統穩定性降低。

3.4 系統質量流速的影響

在深度調峰運行中,鍋爐水冷壁管道內的工質質量流速隨之大幅降低,本節研究了不同系統質量流速下并聯多通道系統密度波脈動的變化特征。一般在水冷壁調峰運行中,鍋爐燃燒負荷和水冷壁質量流速是相互關聯的,因此在研究系統質量流速的影響時,保持通道熱負荷與系統質量流速的比例不變。

(16)

式中:qm(k)為時層k下的工質質量流量;qm(0)為初始時刻(t=0 s)下的工質質量流量。

圖7給出了不同系統質量流速(G=300 kg/(m2·s)、400 kg/(m2·s)、500 kg/(m2·s))下通道1入口工質質量流量的密度波脈動曲線。

圖7 不同系統質量流速下通道1入口工質質量流量的密度波脈動曲線Fig.7 Density oscillation curves of the inlet working fluid mass flow in channel 1 under different system mass velocities

從圖7可以明顯看出,隨著系統質量流速的持續降低,通道內工質質量流量的密度波脈動曲線由收斂趨勢轉為等幅振蕩,并最終轉為發散振蕩。這表明水冷壁系統的穩定性隨著系統質量流速的降低逐漸降低。密度波脈動的發生機理在于流量、密度、壓降三者之間的延遲性和反饋作用。系統進、出口壓降是影響密度波脈動的重要因素,系統總壓降越大,系統穩定性增強[22]。通道沿程摩擦壓降與管內流體質量流速的平方成正比。隨著系統質量流速的逐漸降低,管內沿程的摩擦壓降同樣隨之減小,系統總壓降隨之減小,系統穩定性降低。G=300 kg/(m2·s)、400 kg/(m2·s)、500 kg/(m2·s)工況下對應的系統總壓降依次增大,分別為72.81 kPa、72.97 kPa、73.19 kPa。

3.5 軸向壁面熱流密度分布不均勻性的影響

在鍋爐水冷壁運行中,沿著爐膛高度方向,熱負荷分布極不均勻,呈現非線性的復雜變化趨勢,而且不同電廠的鍋爐由于型號、結構參數以及爐內燃燒條件不同,其熱負荷分布趨勢也會存在一定差異,很難進行統一的定量化描述,也難以進行不同工況間的對比分析。在實際運行中,鍋爐水冷壁通道軸向熱負荷整體上往往呈現中間高、兩邊低的分布特征[23-24]。為了便于對比分析,并確保所研究問題的通用性,在反映基礎科學問題的基礎上,忽略了一些局部細節,將其簡化為先上升后降低的線性分布規律,并通過改變曲線斜率來研究軸向熱負荷分布不均勻性對并聯多通道系統流動不穩定性的影響規律。一般采用相對標準偏差σ來表征沿程熱負荷分布的不均勻程度,σ越大,沿程熱負荷分布越不均勻。假設通道沿程均勻布置N個監測點,任一監測點i處的熱負荷為Q(i),則沿程熱負荷分布偏差σ的計算方法如下:

(17)

為了便于對比分析,研究中各個通道的熱流密度分布是相同的,換而言之,通道1、通道2和通道3具有相同的軸向熱流密度分布規律。同時各算例下單根通道的總熱負荷是相等的。筆者設計了6個算例,研究了6種不同熱負荷分布偏差下并聯多通道間的密度波不穩定性。圖8給出了不同算例下任一通道的軸向熱流密度分布,此處Q表示通道沿程軸向各位置處的壁面熱流密度值,z表示沿通道軸向方向各個位置距通道入口的距離。由圖8可知,軸向熱流密度關于通道中間位置呈現對稱分布,并在通道中間位置的熱流密度達到最大值。算例1中各個通道軸向熱流密度均勻分布,算例2～算例5中軸向熱流密度為線型非均勻分布,從算例1到算例6,沿程軸向熱流密度的變化斜率絕對值K逐漸增大,整根通道軸向熱負荷分布的相對標準偏差也逐漸增大,即從0逐漸增大到0.435,軸向熱負荷分布更加不均勻。

圖8 不同算例下通道軸向熱流密度分布Fig.8 Axial heat flux distributions of the channel in different cases

圖9給出了不同算例下通道1入口工質質量流量的密度波脈動曲線,其中所有通道的加熱功率之和是相同的,均為103.8 kW。

圖9 不同軸向壁面熱流密度分布下通道1入口工質質量流量的密度波脈動曲線Fig.9 Density oscillation curves of the inlet working fluid mass flow in channel 1 under different axial heat flux distributions

從圖9可以看出,從算例1到算例6,隨著軸向熱流密度分布斜率K的增大,密度波脈動由等幅振蕩逐漸轉變為發散振蕩,發散趨勢愈發明顯,當K增大至1.5時,發散趨勢過大導致計算終止。在圖9工況下,通道內流體由單相過冷水段和兩相蒸發段組成。單相過冷水段的不可壓縮特性對通道內的密度波脈動起抑制作用,而在兩相蒸發段,工質密度變化極為劇烈,易誘發密度波脈動現象。相比而言,單相過冷水段長度越長,兩相蒸發段長度越短,系統穩定性越強[25]。圖10給出了不同軸向熱流密度分布斜率下通道內單相過冷水段和兩相蒸發段長度L的變化。從圖10可以看出,隨著軸向熱流密度分布斜率的增大,單相過冷水段長度逐漸減小,兩相蒸發段長度逐漸增大,系統穩定性逐漸降低。

圖10 不同軸向熱流密度分布斜率下通道內單相過冷水段和兩相蒸發段長度的變化Fig.10 Changes in the length of subcooled section and two-phase evaporation section in the channel under different axial heat flux distribution slopes

圖11給出了不同軸向熱流密度分布斜率下系統臨界熱負荷的變化。從圖11可以看出,隨著軸向熱流密度分布斜率的增大,軸向熱負荷分布偏差隨之逐漸增大,而系統臨界熱負荷總體呈現逐漸降低的趨勢,但是并非線性變化。在軸向熱流密度分布斜率較小時,臨界熱負荷隨著K的增大沒有明顯變化,當K增大到0.8左右時,臨界熱負荷隨著K的增大明顯降低,系統穩定性顯著降低。當軸向熱流密度分布斜率K增大到一定程度后(K>1.6),隨著K的繼續增大,臨界熱負荷基本不再發生明顯變化,系統穩定性趨于不變。從圖11還可以看出,存在一個區間,當熱負荷分布偏差值處于該區間時,增大熱負荷分布偏差值會導致系統穩定性急劇下降。

圖11 不同軸向熱流密度分布斜率下系統臨界熱負荷的變化Fig.11 Threshold heat power of the system under different axial heat flux distribution slopes

綜上所述,在深度調峰運行中,相比于升負荷過程,在降負荷過程中,水冷壁運行壓力、管內工質質量流速持續降低,水冷壁管道沿程的熱流密度分布偏差逐漸增大,三者均會導致系統穩定性顯著降低,極易誘發管內密度波脈動,需要額外注意。

4 結論

建立了適用于分析并聯任意多通道間汽液兩相流密度波不穩定性的時域法計算模型,并研究了低參數條件下系統壓力、入口工質質量流量、軸向熱負荷分布對并聯多通道間密度波脈動特性的影響規律,獲得了以下結論。

(1) 在并聯多通道系統的密度波脈動中,擾動通道與其他通道間呈現異相脈動,施加擾動的通道內參數的脈動振幅較高。

(2) 隨著系統壓力、系統質量流速的逐漸降低,系統穩定性逐漸降低。

(3) 采用先增大后減小的線性分布規律模擬水冷壁管道壁面的軸向熱流密度分布,隨著軸向熱流密度分布不均勻度的增大,系統密度波脈動趨于發散,臨界熱負荷逐漸降低,系統趨于不穩定。但是系統臨界熱負荷隨軸向熱流密度分布不均勻度的變化趨勢是非線性的。