工程科学学报，第37卷，第6期：721-730,2015年6月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.6:721-730,June 2015 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2015.06.007:http://journals.ustb.edu.cn 基于两相流EF模型的样品表面相变行为及液膜变 化的CFD预测 陈 洁，时鹏，文磊，闫松涛，曹宗宝，金莹四 北京科技大学国家材料服役安全科学中心，北京100083 ☒通信作者，E-mail:yjin@ustb.cd血.cm 摘要提出了一种利用两相流Eulerian Wall Film(EWF)模型和自定义结露量公式相结合米预测样品表面相变行为及液 膜变化的方法.首先利用自搭建环境实验箱开展结露物理实验，并分别基于两相流EW℉模型与单相流模型进行仿真实验 结果表明，相对于单相流模型，EW下模型因考虑了相变过程而能够更加精确地模拟样品表面相变行为.然后通过自定义公式 计算所得结露量与实测结露量的对比，验证了所提出结露量公式的正确性.最后在模拟与实测的温湿度曲线以及结露量吻 合较好的前提下，模拟了样品表面液膜变化过程，过程中液膜呈现的形态与物理实验中原位摄像系统捕捉到的液膜形态初步 吻合， 关键词大气腐蚀：相变：液膜：二相流：数值模拟：计算流体动力学(CFD) 分类号TG174 CFD prediction of phase change behavior and liquid film evolution on specimens based on the Eulerian wall film model of two-phase flow CHEN Jie,SHI Peng,WEN Lei,YAN Song-tao,CAO Zong-bao,JIN Ying National Center for Materials Service Safety,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:yjin@ustb.edu.cn ABSTRACT A method was presented to predict phase change behavior and liquid film evolution on specimens by combining the Eulerian wall film (EWF)model of two-phase flow with the self-defined formula of dew amount.Firstly,a self-built environmental test chamber was used to carry out condensation physical tests,and simulated tests were respectively performed based on the EWF model and the single-phase flow model.It is found that the EWF model is more accurate than the single-phase flow model due to necessary consideration of the phase change process.Then,a self-defined formula was established to calculate the dew amount and it was verified by the physical tests.Finally,under the premise that simulated and tested temperatures,relatively humidity curves and dew amounts show good agreement,the changing process of liquid films on specimen surfaces was predicted,and the simulation prediction of liquid film shape on specimen surfaces is in consistent with in-situ video imaging morphology during the physical tests. KEY WORDS atmospheric corrosion;phase change:liquid films:two-phase flow:numerical simulation:computational fluid dynamics (CFD) 统计表明，金属的大气腐蚀造成的经济损失占金 属表面的温度低于其存放环境的空气露点温度，金属 属总损失量的50%以上四.在潮湿的空气中，如果金 的表面就会出现结露现象.结露是影响表面润湿时间 收稿日期：2014-07-29 基金项目：教育部新世纪优秀人才支持计划资助项目(NCET一10O224)：中央高校基本科研业务费资助项目(FRF-TP-10O05B：“重大工 程材料服役安全研究评价设施”预研资助项目(YYXM-14120001):高等学校学科创新引智计划资助项目(B12012)
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期:721--730，2015 年 6 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 6: 721--730，June 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 06． 007; http: / /journals． ustb． edu． cn 基于两相流 EWF 模型的样品表面相变行为及液膜变 化的 CFD 预测 陈 洁，时 鹏，文 磊，闫松涛，曹宗宝，金 莹 北京科技大学国家材料服役安全科学中心，北京 100083 通信作者，E-mail: yjin@ ustb． edu． cn 摘 要 提出了一种利用两相流 Eulerian Wall Film (EWF)模型和自定义结露量公式相结合来预测样品表面相变行为及液 膜变化的方法． 首先利用自搭建环境实验箱开展结露物理实验，并分别基于两相流 EWF 模型与单相流模型进行仿真实验． 结果表明，相对于单相流模型，EWF 模型因考虑了相变过程而能够更加精确地模拟样品表面相变行为． 然后通过自定义公式 计算所得结露量与实测结露量的对比，验证了所提出结露量公式的正确性． 最后在模拟与实测的温湿度曲线以及结露量吻 合较好的前提下，模拟了样品表面液膜变化过程，过程中液膜呈现的形态与物理实验中原位摄像系统捕捉到的液膜形态初步 吻合． 关键词 大气腐蚀; 相变; 液膜; 二相流; 数值模拟; 计算流体动力学(CFD) 分类号 TG174 CFD prediction of phase change behavior and liquid film evolution on specimens based on the Eulerian wall film model of two-phase flow CHEN Jie，SHI Peng，WEN Lei，YAN Song-tao，CAO Zong-bao，JIN Ying National Center for Materials Service Safety，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: yjin@ ustb． edu． cn ABSTRACT A method was presented to predict phase change behavior and liquid film evolution on specimens by combining the Eulerian wall film (EWF) model of two-phase flow with the self-defined formula of dew amount． Firstly，a self-built environmental test chamber was used to carry out condensation physical tests，and simulated tests were respectively performed based on the EWF model and the single-phase flow model． It is found that the EWF model is more accurate than the single-phase flow model due to necessary consideration of the phase change process． Then，a self-defined formula was established to calculate the dew amount and it was verified by the physical tests． Finally，under the premise that simulated and tested temperatures，relatively humidity curves and dew amounts show good agreement，the changing process of liquid films on specimen surfaces was predicted，and the simulation prediction of liquid film shape on specimen surfaces is in consistent with in-situ video imaging morphology during the physical tests． KEY WORDS atmospheric corrosion; phase change; liquid films; two-phase flow; numerical simulation; computational fluid dynamics (CFD) 收稿日期: 2014--07--29 基金项目: 教育部新世纪优秀人才支持计划资助项目(NCET--10--0224); 中央高校基本科研业务费资助项目(FRF--TP--10--005B); “重大工 程材料服役安全研究评价设施”预研资助项目(YYXM--1412--0001); 高等学校学科创新引智计划资助项目(B12012) 统计表明，金属的大气腐蚀造成的经济损失占金 属总损失量的 50% 以上［1］． 在潮湿的空气中，如果金 属表面的温度低于其存放环境的空气露点温度，金属 的表面就会出现结露现象． 结露是影响表面润湿时间
·722· 工程科学学报，第37卷，第6期 的主要因素.润湿时间是指金属表面吸附水汽形成电 程，把经验关联式和热质传递类比理论关系式作为源 解液膜，并能导致金属大气腐蚀的时间.金属表面液 项施加在靠近冷凝壁面的单元的控制方程上，来实现 膜的存在会对大气中腐蚀性气体的溶解产生影响，进 冷凝过程的数值模拟日：另一种是多相流模型，利 一步影响金属腐蚀速率：而且金属腐蚀速率与金属表 用基本的物理定律计算在冷凝壁面上的热质传 面液膜的成分、厚度及其存在时间密切相关因此，掌 递6-，在有非冷凝性气体存在的两相流边界层分别 握金属在一定的大气环境条件下的表面结露行为、表 建立两相的Navier-Stokes控制方程.由于目前大多数 面液膜变化等信息，对于预测金属的大气腐蚀行为具 的研究主要探索非冷凝性气体对传热效应的影响，并 有重要的指导意义 不关心液膜的厚度及流动，单相流模型在此类问题上 交变湿热实验能够实现金属表面的干湿交替，使 得到广泛的应用.例如，Dehbi等9在用单相流模型 得加速实验结果更加接近自然暴露的实验结果，是大 研究含非冷凝性水蒸气冷凝过程中，忽略了液膜的热 气腐蚀研究中一种常用的加速腐蚀评价方法.由于 阻且假设液膜是静止的：S汕等m假设液膜对传热不产 大/全尺寸构件样品本身的材质、热容、热传导性能、表 生影响并且液膜在冷凝的过程中被撤离，数值模拟得 面状况、结构特征等影响因素的复杂性，大尺寸复杂构 到的温度、速度分量、空气质量分数和传热系数的分布 件将显著提高实验仓内样品附近局部环境的不可知 与实验结果吻合较好.然而，对于需要研究液膜蒸发 性，此情况下加速实验的等效性问题将尤为突出.准 和液膜流动的工况来说，单相流模型无法满足需求 确预测和合理控制实验仓内样品附近局域环境的动态 两相流模型能够更加准确的模拟相变，并能模拟单相 变化及何时结露、积露时间、何时蒸发、蒸发时间等相 流模型无法模拟的液膜变化，但因其控制方程多及网 变行为，使得加速实验能更加准确模拟/加速模拟构件 格质量要求高而未能在工程上得到广泛应用.2011年 在自然环境下的大气腐蚀过程，减小环境适应性实验 l2月ANSYS公司首次实现Eulerian Wall Film(EWF) 的盲目性，降低实验风险，有助于加深对金属构件自然 模型的模块化.EW℉模型是多相流模型中新的子模 环境腐蚀行为及其影响因素的认识 型，用来预测液滴在壁面堆积后形成的液膜，包括液体 实验仓内湿空气在样品表面冷凝的过程是被国内 飞溅、颗粒成带状以及液膜在壁面边缘分离.2012年 外广泛研究的含非冷凝性气体水蒸气冷凝的过程.在 11月在此模型的基础上增加了壁面薄膜的蒸发和冷 水蒸气的冷凝过程中，由于非冷凝性气体的存在，导致 凝，使得该模型能够模拟预测因相变而引起的壁面液 传热能力的恶化.研究含非冷凝性气体水蒸气的 膜生成和流动.EW℉模型的优点在于对壁面薄液膜 冷凝过程的传统方法主要有两种：经验关联式法和理 进行了简化处理，壁面液膜的厚度由液膜的连续方程 论分析法.根据实验结果得出的经验关联式在实验条 求解得到，与壁面附近的法向网格尺寸无关，因此大大 件范围内有较高的适用性，但是当经验关联式超出实 减小了对壁面附近网格尺寸的要求，使得该模型既克 验条件范围的情况下就会严重恶化5).常用的理论 服了单相流的缺点，又有可能在工程上得到广泛应用. 分析方法主要有两种：基于热质传递类比的理论模 因此，我们可以用EWF模型来模拟预测环境实验仓内 型以及旨在求解扩散层和液膜的控制方程的理论 样品表面湿空气的相变以及壁面薄液膜的变化.经过 模型0网.前者得到的理论公式与经验关联式类似： 大量的文献查阅，到目前为止，还未发现有学者报道过 但与经验关联式不同的是，该公式根据热质传递类比 该模型在该领域的应用. 理论推出，应用上依然存在一定的局限性.后者的模 徐乃欣等1四曾利用自搭建的、能直接观察和记 型从理论上来说最全面最完整，它考虑两相流、层流、 录金属表面结露过程的实验室装置，研究灰尘、盐沾污 湍流结构和波浪状的影响等：但该模型非常复杂，很难 等因素对金属表面结露行为的影响，从而加深对金属 应用到工况复杂的工程中.到目前为止，经验关联式 大气腐蚀初期过程的认识.然而到目前为止，利用 和理论分析都具有一定的局限性，无法在工程上广泛 CFD软件预测金属表面结露行为来研究金属大气腐 应用.数值模拟方法是相对较新的研究方法，它是依 蚀的文章很少见报道.本团队曾用LUENT中单相流 据上述传统方法获得的经验关联式和理论公式建立模 模型预测了德国BINDER温湿箱内试件的结露行为并 型进行数值分析和计算.对于工程应用来说，数值模 加以实验验证，研究了被测样品的尺寸和材质对其表 拟方法是获得或者评价数据最经济和快速的方法，而 面能否结露、何时结露以及积露时间的影响圆.在此 且能够获得实验中很难获得水蒸气冷凝过程中的动态 基础上，深入分析模拟结果与实验结果的偏差，进一步 参数. 完善相变模型，提出用EWF模型来同时模拟预测自行 目前研究含非冷凝性气体水蒸气的冷凝过程的数 搭建的综合环境模拟实验仓中的样品表面相变行为和 值模拟方法一计算流体动力学(CFD)方法主要有两 相变之后液膜的流动，通过实验研究对比单相流模型 种：一种是单相流模型，利用成熟的热质传递积分方 和两相流EWF模型的精确性，并对一定时间内冷凝相
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期 的主要因素． 润湿时间是指金属表面吸附水汽形成电 解液膜，并能导致金属大气腐蚀的时间． 金属表面液 膜的存在会对大气中腐蚀性气体的溶解产生影响，进 一步影响金属腐蚀速率;而且金属腐蚀速率与金属表 面液膜的成分、厚度及其存在时间密切相关． 因此，掌 握金属在一定的大气环境条件下的表面结露行为、表 面液膜变化等信息，对于预测金属的大气腐蚀行为具 有重要的指导意义． 交变湿热实验能够实现金属表面的干湿交替，使 得加速实验结果更加接近自然暴露的实验结果，是大 气腐蚀研究中一种常用的加速腐蚀评价方法． 由于 大/全尺寸构件样品本身的材质、热容、热传导性能、表 面状况、结构特征等影响因素的复杂性，大尺寸复杂构 件将显著提高实验仓内样品附近局部环境的不可知 性，此情况下加速实验的等效性问题将尤为突出． 准 确预测和合理控制实验仓内样品附近局域环境的动态 变化及何时结露、积露时间、何时蒸发、蒸发时间等相 变行为，使得加速实验能更加准确模拟/加速模拟构件 在自然环境下的大气腐蚀过程，减小环境适应性实验 的盲目性，降低实验风险，有助于加深对金属构件自然 环境腐蚀行为及其影响因素的认识． 实验仓内湿空气在样品表面冷凝的过程是被国内 外广泛研究的含非冷凝性气体水蒸气冷凝的过程． 在 水蒸气的冷凝过程中，由于非冷凝性气体的存在，导致 传热能力的恶化［2--4］． 研究含非冷凝性气体水蒸气的 冷凝过程的传统方法主要有两种:经验关联式法和理 论分析法． 根据实验结果得出的经验关联式在实验条 件范围内有较高的适用性，但是当经验关联式超出实 验条件范围的情况下就会严重恶化［5--7］． 常用的理论 分析方法主要有两种:基于热质传递类比的理论模 型［8--9］以及旨在求解扩散层和液膜的控制方程的理论 模型［10--12］． 前者得到的理论公式与经验关联式类似; 但与经验关联式不同的是，该公式根据热质传递类比 理论推出，应用上依然存在一定的局限性． 后者的模 型从理论上来说最全面最完整，它考虑两相流、层流、 湍流结构和波浪状的影响等;但该模型非常复杂，很难 应用到工况复杂的工程中． 到目前为止，经验关联式 和理论分析都具有一定的局限性，无法在工程上广泛 应用． 数值模拟方法是相对较新的研究方法，它是依 据上述传统方法获得的经验关联式和理论公式建立模 型进行数值分析和计算． 对于工程应用来说，数值模 拟方法是获得或者评价数据最经济和快速的方法，而 且能够获得实验中很难获得水蒸气冷凝过程中的动态 参数． 目前研究含非冷凝性气体水蒸气的冷凝过程的数 值模拟方法———计算流体动力学(CFD)方法主要有两 种:一种是单相流模型，利用成熟的热质传递积分方 程，把经验关联式和热质传递类比理论关系式作为源 项施加在靠近冷凝壁面的单元的控制方程上，来实现 冷凝过程的数值模拟［13--15］;另一种是多相流模型，利 用基 本 的 物 理 定 律 计 算 在 冷 凝 壁 面 上 的 热 质 传 递［16--18］，在有非冷凝性气体存在的两相流边界层分别 建立两相的 Navier--Stokes 控制方程． 由于目前大多数 的研究主要探索非冷凝性气体对传热效应的影响，并 不关心液膜的厚度及流动，单相流模型在此类问题上 得到广泛的应用． 例如，Dehbi 等［19］在用单相流模型 研究含非冷凝性水蒸气冷凝过程中，忽略了液膜的热 阻且假设液膜是静止的;Su 等［20］假设液膜对传热不产 生影响并且液膜在冷凝的过程中被撤离，数值模拟得 到的温度、速度分量、空气质量分数和传热系数的分布 与实验结果吻合较好． 然而，对于需要研究液膜蒸发 和液膜流动的工况来说，单相流模型无法满足需求． 两相流模型能够更加准确的模拟相变，并能模拟单相 流模型无法模拟的液膜变化，但因其控制方程多及网 格质量要求高而未能在工程上得到广泛应用． 2011 年 12 月 ANSYS 公司首次实现 Eulerian Wall Film (EWF) 模型的模块化． EWF 模型是多相流模型中新的子模 型，用来预测液滴在壁面堆积后形成的液膜，包括液体 飞溅、颗粒成带状以及液膜在壁面边缘分离． 2012 年 11 月在此模型的基础上增加了壁面薄膜的蒸发和冷 凝，使得该模型能够模拟预测因相变而引起的壁面液 膜生成和流动． EWF 模型的优点在于对壁面薄液膜 进行了简化处理，壁面液膜的厚度由液膜的连续方程 求解得到，与壁面附近的法向网格尺寸无关，因此大大 减小了对壁面附近网格尺寸的要求，使得该模型既克 服了单相流的缺点，又有可能在工程上得到广泛应用． 因此，我们可以用 EWF 模型来模拟预测环境实验仓内 样品表面湿空气的相变以及壁面薄液膜的变化． 经过 大量的文献查阅，到目前为止，还未发现有学者报道过 该模型在该领域的应用． 徐乃欣等［21--22］曾利用自搭建的、能直接观察和记 录金属表面结露过程的实验室装置，研究灰尘、盐沾污 等因素对金属表面结露行为的影响，从而加深对金属 大气腐 蚀 初 期 过 程 的 认 识． 然 而 到 目 前 为 止，利 用 CFD 软件预测金属表面结露行为来研究金属大气腐 蚀的文章很少见报道． 本团队曾用 FLUENT 中单相流 模型预测了德国 BINDER 温湿箱内试件的结露行为并 加以实验验证，研究了被测样品的尺寸和材质对其表 面能否结露、何时结露以及积露时间的影响［23］． 在此 基础上，深入分析模拟结果与实验结果的偏差，进一步 完善相变模型，提出用 EWF 模型来同时模拟预测自行 搭建的综合环境模拟实验仓中的样品表面相变行为和 相变之后液膜的流动，通过实验研究对比单相流模型 和两相流 EWF 模型的精确性，并对一定时间内冷凝相 ·722·
陈洁等：基于两相流EWF模型的样品表面相变行为及液膜变化的C℉D预测 ·723· 变的结露量进行定量模拟，通过实验验证所提出的结 露量公式的正确性，并将自定义的结露量公式与EW℉ 2-2)+9+mL(T.)]= 模型相结合，进一步预测样品表面液膜变化，为金属大 气腐蚀研究提供有力的表面液膜物理变化过程的 支撑 式中：T,为平均液膜温度，在方程中是一个因变量：T 和T。分别为气液交界面的温度和壁面温度，很明显， 1CFD方法 液膜在厚度方向的温度分布被假设为线性分段关系， 采用商用CFD软件FLUENT进行仿真模拟，对湍 液膜的下半部分温度变化从T.到T,上半部分温度分 流流场的计算采用目前应用广泛的Renoldys平均法 布从T到T:C。为液膜比热容：k为液膜换热系数： (RANS),其中关于封闭时均方程所补充的ke湍流模 9,为本体气流中液体撞击壁面的源项；m,为液膜蒸 型，比较成熟的主要有Standard k-e模型P、RNGk-e 发和凝结速度：L为相变潜热. 模型P和Realizablek一e模型.通过对三种模型的 方程(1)和方程(2)构成了EW下模型的基础方 分析和模拟结果的对比，针对自行搭建的综合环境模 程，当需要考虑热量传递时同时求解方程(3).这些方 拟实验仓内流场，最终选用了Standardk一e双方程控 程在设置壁面WALL边界条件的表面上求解，因为 制模型.根据实验仓以及样品的几何结构特点，为保 EW℉模型假设壁面液膜很薄，润滑近似（平行流动）是 证计算精度，采用完全结构化网格的划分方式.由于 合理的，因此这些方程在平行于表面的局部坐标上 试样表面附近存在较大的温湿度梯度，且为重点研究 求解 对象，因此在试样壁面附近进行局部加密，并对其网格 1.2结露量 无关性进行了验证.在近壁面区域采用标准壁面函数 对于含非冷凝性气体的湿空气冷凝速度，研究者 法进行处理，考虑组分输送模型，壁面液膜采用多相流 们提出了大量的经验关联式，这些关联式大多比较 EWF模型处理，采用压力基求解器进行求解. 简略，且有其特定的工况适用范围，难以运用到水蒸气 1.1两相流EWF模型 含量很小的湿空气中.在众多的蒸发冷凝气液相变模 型中-0，Lee的模型得到最为广泛的应用2-.本文 薄液膜假设是两相流EWF模型用到的一种假设， 其条件是液膜的厚度比表面曲率半径小，使得液膜在 类比Lee相变模型定义相变速度w(S,t)为 厚度方向的属性不会发生变化，并且生成的液膜足够 w(S,）=ap(0.T(0-T0 (4) 薄，以便液膜可以被认为是以假定的二次方形平行于 T(t） 式中：S为面积，m2:o(S,t)为t时刻单位面积的相变 壁面流动. 在一个三维计算域内二维液膜的质量守恒方程为 速度，gm2·s;a为相变强度因子，ms1,常数； p(t)指t时刻水蒸气密度，g°m3:T(t)和T(）分别 驶+W-交 (1) 为t时刻露点温度和壁面温度，℃. P 式中，h为液膜高度，l为时间，Vs为表面梯度运算，V, 因此，当T()大于T(t)时，样品表面任意微元 dS的结露速度dm为 为平均液膜速度，P,为液体密度，m,为因液滴聚集、液 dm =wdS (5) 膜分离和脱落以及相变引起的每个单位壁面面积上的 先后对样品面积和时间积分得到：时间内样品表 质量源项 面的结露量： 液膜动量守恒方程如下： hY+了s(hV)）= am=∫d∫ods=a∫山po.0-r -·dS. T(t） +普+县 (6) (2) P 2仿真模型实验 式中，P代表气流压力、垂直于壁面的重力分量（被称 为散布)以及表面张力的影响，g,为液膜平行方向的 2.1实验介绍 重力效应，：和∫，分别为气液界面的黏性剪切力和固 2.1.1HTP020综合模拟实验仓简介 体表面阻力，叫，为液膜间的黏滞力，9代表液滴聚集或 为了探索温湿箱内仿真预测模型的搭建并对其进 者分离的动量源项 行推广，研究组联合重庆五环实验仪器有限公司设计 液膜能量守恒方程如下： 搭建了HTP-O20综合模拟实验仓B,来验证所建仿 a(hT) 真模型的正确性 +Vs…(VhT)= HTP020综合模拟实验仓外观结构如图1所示
陈 洁等: 基于两相流 EWF 模型的样品表面相变行为及液膜变化的 CFD 预测 变的结露量进行定量模拟，通过实验验证所提出的结 露量公式的正确性，并将自定义的结露量公式与 EWF 模型相结合，进一步预测样品表面液膜变化，为金属大 气腐蚀研究提供有力的表面液膜物理变化过程的 支撑． 1 CFD 方法 采用商用 CFD 软件 FLUENT 进行仿真模拟，对湍 流流场的计算采用目前应用广泛的 Renoldys 平均法 (RANS)，其中关于封闭时均方程所补充的 k-ε 湍流模 型，比较成熟的主要有 Standard k--ε 模型［24］、RNG k--ε 模型［25］和 Realizable k--ε 模型［26］． 通过对三种模型的 分析和模拟结果的对比，针对自行搭建的综合环境模 拟实验仓内流场，最终选用了 Standard k--ε 双方程控 制模型． 根据实验仓以及样品的几何结构特点，为保 证计算精度，采用完全结构化网格的划分方式． 由于 试样表面附近存在较大的温湿度梯度，且为重点研究 对象，因此在试样壁面附近进行局部加密，并对其网格 无关性进行了验证． 在近壁面区域采用标准壁面函数 法进行处理，考虑组分输送模型，壁面液膜采用多相流 EWF 模型处理，采用压力基求解器进行求解． 1. 1 两相流 EWF 模型 薄液膜假设是两相流 EWF 模型用到的一种假设， 其条件是液膜的厚度比表面曲率半径小，使得液膜在 厚度方向的属性不会发生变化，并且生成的液膜足够 薄，以便液膜可以被认为是以假定的二次方形平行于 壁面流动． 在一个三维计算域内二维液膜的质量守恒方程为 h t + Δ s·(h·Vl) = m · s ρl ． (1) 式中，h 为液膜高度，t 为时间， Δ s 为表面梯度运算，Vl 为平均液膜速度，ρl 为液体密度，m · s 为因液滴聚集、液 膜分离和脱落以及相变引起的每个单位壁面面积上的 质量源项． 液膜动量守恒方程如下: h·Vl t + Δ s·(h·Vl ·Vl) = h· Δ s·PL ρl + gτh + 3 2ρl τfs － 3νl h Vl + q · ρl ． (2) 式中，PL 代表气流压力、垂直于壁面的重力分量(被称 为散布)以及表面张力的影响，gτ 为液膜平行方向的 重力效应，τ 和 fs 分别为气液界面的黏性剪切力和固 体表面阻力，νl 为液膜间的黏滞力，q · 代表液滴聚集或 者分离的动量源项． 液膜能量守恒方程如下: (hTl) t + Δ s·(VlhTl) = 1 ρlc [ p kl ( Ts － Tl h /2 － Tl － Tw h / ) 2 + q · imp + m · vapL(Ts ] ) = 1 ρlc [ p 2kl ( Ts + Tw h － 2Tl ) h + q · imp + m · vapL(Ts ] ) ． (3) 式中:Tl 为平均液膜温度，在方程中是一个因变量;Ts 和 Tw 分别为气液交界面的温度和壁面温度，很明显， 液膜在厚度方向的温度分布被假设为线性分段关系， 液膜的下半部分温度变化从 Tw 到 Tl，上半部分温度分 布从 Tl 到 Tw ;cp 为液膜比热容;kl 为液膜换热系数; q · imp为本体气流中液体撞击壁面的源项;m · vap为液膜蒸 发和凝结速度;L 为相变潜热． 方程(1) 和方程(2) 构成了 EWF 模型的基础方 程，当需要考虑热量传递时同时求解方程(3)． 这些方 程在设置壁面 WALL 边界条件的表面上求解，因为 EWF 模型假设壁面液膜很薄，润滑近似(平行流动)是 合理的，因此这些方程在平行于表面的局部坐标上 求解． 1. 2 结露量 对于含非冷凝性气体的湿空气冷凝速度，研究者 们提出了大量的经验关联式［27--28］，这些关联式大多比较 简略，且有其特定的工况适用范围，难以运用到水蒸气 含量很小的湿空气中． 在众多的蒸发冷凝气液相变模 型中［29--31］，Lee 的模型得到最为广泛的应用［32--33］． 本文 类比 Lee 相变模型定义相变速度 w(S，t)为 w(S，t) = α·ρ(t)·Tdew (t) － T(t) Tdew (t) ． (4) 式中:S 为面积，m2 ;w( S，t)为 t 时刻单位面积的相变 速度，g·m － 2 ·s － 1 ;α 为相变强度因子，m·s － 1 ，常数; ρ(t)指 t 时刻水蒸气密度，g·m － 3 ;Tdew ( t)和 T( t)分别 为 t 时刻露点温度和壁面温度，℃ ． 因此，当 Tdew (t)大于 T( t)时，样品表面任意微元 dS 的结露速度 dm 为 dm = w·dS． (5) 先后对样品面积和时间积分得到 t 时间内样品表 面的结露量: Δm = ∫ t dt ∫ S w·dS = α ∫ t dt ∫ S ρ(t)·Tdew (t) － T(t) Tdew (t) ·dS． (6) 2 仿真模型实验 2. 1 实验介绍 2. 1. 1 HTP--020 综合模拟实验仓简介 为了探索温湿箱内仿真预测模型的搭建并对其进 行推广，研究组联合重庆五环实验仪器有限公司设计 搭建了 HTP--020 综合模拟实验仓［34］，来验证所建仿 真模型的正确性． HTP--020 综合模拟实验仓外观结构如图 1 所示． ·723·
·724· 工程科学学报，第37卷，第6期 采取上入风和下回风的送风组织形式，工作室入风口 品被悬挂于HTPO20实验仓中心部位，样品的空间边 处空气流速分布比较均匀，风向可通过入风口处百叶 界模型如图2所示 窗调节.HTPO20实验仓的环境控制可采取程序运行 方式，反馈调节实现环境按设定程序变化，环境控制更 为精确灵活，温湿度变化边界更为明确 图2样品在HTP020实验仓中的空间边界模型 Fig.2 Spatial boundary modeling of the HTP-020 chamber which including a specimen 2.1.2温湿度测量 相变发生时，由于试样表面附近空气存在很大温 度梯度，试样表面附近区域的相对湿度值相应也会发 图1自搭建的HTP-020综合环境模拟实验仓外观 生刷烈变化，而当前主流的湿度传感器由于尺寸大，很 Fig.1 Appearance of the self-constructed HTP-020 comprehensive 难靠近试样表面，从而无法准确地测量试样表面相对 environmental simulated chamber 湿度，因此采用自主开发的组合型传感器的来监测样 品表面的温湿度陶.在样品的六个表面中心均布置 构建HTP020实验仓并利用其开展环境精确数 值仿真研究的优势在于以下几个方面：①作为 了温湿度传感器，监测点1、2、3、4、5和6的分布如图3 所示.在实验仓的左侧装有原位摄像系统用来捕捉液 HTPO20实验仓的联合设计方，本研究组了解该设备 的所有边界条件的详细情况，包括仓体的选材与结构 膜形态 设计、控制参数、送风组织方式等，较商用成品环境模 拟实验设备的边界条件更为清晰，便于与仿真建模模 拟相对接，开展实验验证研究.②作为研究用环境模 拟实验装置，在搭建中充分考虑到了开展与仿真预测 对比研究所需的灵活性，在送风速率与角度、送风口及 回风口尺寸与位置、甚至实验仓有效工作尺寸等均可 根据需要进行调整；因采用了分体结构设计，左侧是工 图3样品表面监测点分布示意图 作室，右侧是控制室，工作室和控制室间采用方形管道 Fig.3 Distributional sketch of monitoring points on specimen sur- 的可拆卸连接方式，甚至可以在不更换控制室的情况 faces 下单独更换工作室以对比研究不同仓体结构中的精确 2.1.3结露量测量 环境模拟情况.③该环境仓可模拟工程构件的多种力 为原位测量样品表面结露量随实验时间的变化关 化耦合综合环境，包括温湿度、淋雨、污染性气氛，并配 系，经反复测实验证，设计了如图4所示的露水收集测 有力学加载孔来耦合力学加载服役条件.④HTPO20 量装置，包括漏斗式露水汇集器、收集容器、挡风罩和 实验仓装置的工作仓尺寸较大（内部尺寸1970mm× 电子天平.其中电子天平用数据传输线与电脑连接后 1300mm×800mm),可满足小型工程材料/构件的环 能够实现数据同步显示与记录：挡风罩用来消除环境 境适应性测试需求 仓内空气流动对天平测量的干扰，同时起到固定漏斗 本研究实验样品尺寸为150mm×110mm× 汇集器的作用：漏斗汇集器与其下部的收集容器间不 100mm,材质为6061铝合金，环境模拟工况见表1，样 发生物理接触：在挡风罩上加一层隔热罩，防止高温对 表1实验环境模拟工况 天平以及露水质量的影响.实验时该装置放在试样下 Table 1 Simulated condition of test environment 方，自样品表面滑落的露水经漏斗汇集器落入收集容 样品放置 温度变化 升温速度/ 相对 器中，电子天平实时记录和显示收集到的露水质量 倾角/() 范围℃ (℃minl) 湿度/% 在上述设定的实验条件下，经多次实验确认，在本实验 20 30-70 2 80 条件下，天平及露水收集装置自身不会产生结露现象， 实验中天平可正常工作，且每次测量结束后都会对天
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期 采取上入风和下回风的送风组织形式，工作室入风口 处空气流速分布比较均匀，风向可通过入风口处百叶 窗调节． HTP--020 实验仓的环境控制可采取程序运行 方式，反馈调节实现环境按设定程序变化，环境控制更 为精确灵活，温湿度变化边界更为明确． 图 1 自搭建的 HTP--020 综合环境模拟实验仓外观 Fig． 1 Appearance of the self-constructed HTP--020 comprehensive environmental simulated chamber 构建 HTP--020 实验仓并利用其开展环境精确数 值仿 真 研 究 的 优 势 在 于 以 下 几 个 方 面: ① 作 为 HTP--020实验仓的联合设计方，本研究组了解该设备 的所有边界条件的详细情况，包括仓体的选材与结构 设计、控制参数、送风组织方式等，较商用成品环境模 拟实验设备的边界条件更为清晰，便于与仿真建模模 拟相对接，开展实验验证研究． ②作为研究用环境模 拟实验装置，在搭建中充分考虑到了开展与仿真预测 对比研究所需的灵活性，在送风速率与角度、送风口及 回风口尺寸与位置、甚至实验仓有效工作尺寸等均可 根据需要进行调整;因采用了分体结构设计，左侧是工 作室，右侧是控制室，工作室和控制室间采用方形管道 的可拆卸连接方式，甚至可以在不更换控制室的情况 下单独更换工作室以对比研究不同仓体结构中的精确 环境模拟情况． ③该环境仓可模拟工程构件的多种力 化耦合综合环境，包括温湿度、淋雨、污染性气氛，并配 有力学加载孔来耦合力学加载服役条件． ④HTP--020 实验仓装置的工作仓尺寸较大(内部尺寸 1970 mm × 1300 mm × 800 mm)，可满足小型工程材料/构件的环 境适应性测试需求． 本研究实验样品尺寸为 150 mm × 110 mm × 100 mm，材质为 6061 铝合金，环境模拟工况见表 1，样 表 1 实验环境模拟工况 Table 1 Simulated condition of test environment 样品放置 倾角/(°) 温度变化 范围/℃ 升温速度/ (℃·min － 1 ) 相对 湿度/% 20 30 ～ 70 2 80 品被悬挂于 HTP--020 实验仓中心部位，样品的空间边 界模型如图 2 所示． 图 2 样品在 HTP--020 实验仓中的空间边界模型 Fig． 2 Spatial boundary modeling of the HTP--020 chamber which including a specimen 2. 1. 2 温湿度测量 相变发生时，由于试样表面附近空气存在很大温 度梯度，试样表面附近区域的相对湿度值相应也会发 生剧烈变化，而当前主流的湿度传感器由于尺寸大，很 难靠近试样表面，从而无法准确地测量试样表面相对 湿度，因此采用自主开发的组合型传感器的来监测样 品表面的温湿度［35］． 在样品的六个表面中心均布置 了温湿度传感器，监测点 1、2、3、4、5 和 6 的分布如图 3 所示． 在实验仓的左侧装有原位摄像系统用来捕捉液 膜形态． 图 3 样品表面监测点分布示意图 Fig． 3 Distributional sketch of monitoring points on specimen surfaces 2. 1. 3 结露量测量 为原位测量样品表面结露量随实验时间的变化关 系，经反复测实验证，设计了如图 4 所示的露水收集测 量装置，包括漏斗式露水汇集器、收集容器、挡风罩和 电子天平． 其中电子天平用数据传输线与电脑连接后 能够实现数据同步显示与记录;挡风罩用来消除环境 仓内空气流动对天平测量的干扰，同时起到固定漏斗 汇集器的作用;漏斗汇集器与其下部的收集容器间不 发生物理接触;在挡风罩上加一层隔热罩，防止高温对 天平以及露水质量的影响． 实验时该装置放在试样下 方，自样品表面滑落的露水经漏斗汇集器落入收集容 器中，电子天平实时记录和显示收集到的露水质量． 在上述设定的实验条件下，经多次实验确认，在本实验 条件下，天平及露水收集装置自身不会产生结露现象， 实验中天平可正常工作，且每次测量结束后都会对天 ·724·
陈洁等：基于两相流EWF模型的样品表面相变行为及液膜变化的C℉D预测 ·725· 平进行比较校正，以保证测试结果的准确可靠 30℃均匀升至70℃后保持不变，相对湿度保持 80%,温湿度随时间变化规律仿真时通过用户自定 义函数(UDF)编程输入边界条件：出风口边界类型 设为PRESSURE_OUTLET,出口压力为101.325kPa: 腔壁边界类型设为WALL,由于腔壁材料保温性能良 好，它的密度、比热容和导热系数很小，通过保温层 散失的热量可忽略不计，为简化计算将其处理为绝 1一漏斗式露水汇集器：2一收集容器：3一挡风罩：4一电子天平： 热壁面.样品表面边界类型设为WALL,该处换热由 5一电脑 热传导和对流换热耦合作用，但两种模型有微小的 图4露水收集测量装置示意图 区别，使用EWF模型模拟时，必须在指定样品壁面 Fig.4 Sketch of the device used in dew collection and test WALL上选择参与EWF模型，并设初始壁面液膜参 2.2单相流模型与EWF模型对比验证 数为零（表示初始状态没有液膜）.两种模型的初始 仔细观察文献23]中BINDER温湿箱内样品仿 条件相同，升温增湿阶段前，实验箱恒温恒湿时间不 真与实测对比结果，发现样品上结露的模拟温度在某 小于20h,以保证实验仓内各部分温度均为30℃，空 段时间内总比实测温度曲线低.为了更加准确预测和 气的相对湿度为80%，即初始条件为温度303.15K、 合理控制HTP020实验仓内样品附近局域环境的动 水蒸气质量分数0.02102(30℃、80%相对湿度对应 态变化及相变过程，分析了单相流模型出现较大误差 水蒸气含量). 的原因，并量化对比了单相流模型与两相流EW℉模型 HTPO20实验仓内样品六个面测量得到的温湿 的精确性. 度变化如图5所示.由于铝合金体积所占实验仓空间 两种模型的对比验证实验工况如表1所示.两 比例小，样品局部环境比较均匀，加之铝合金导热系数 种模型的入风口、出风口以及腔壁边界条件相同，入 大，样品的六个监测点温湿度变化规律比较接近.因 风口边界类型设为VELOCITY_.INLET,空气垂直侧壁 此，样品温湿度变化的模拟实测对比只以监测点2为 进入腔内，平均风速11m·s,风温在前1200s内由 代表进行说明，如图6所示. a 70 ) 100 60 95 40 5 80 30 人kw 2 2 监测点 监测点 5000 10000150002000025000 5000 10000150002000025000 时向s 时向/ 图5样品表面各监测点实测温湿度随时间变化曲线.()温度：(b)湿度 Fig.5 Change curves of measured temperature (a)and humidity (b)with time at each monitoring point on specimen surfaces 从图6(a)可知，单相流模型的温度模拟曲线同 偏差较大.从图6(b)以及表2可以看出，考虑相变 实测曲线相比，少了一个“凸起”部分，相应的湿度模 过程的EW℉模型的温湿度模拟曲线与实测的温湿 拟曲线与实测曲线相比，模拟的水蒸气凝结时间偏 度曲线在整个实验阶段均比单相流模型吻合得好， 长.在相变过程中，水蒸气变为液态水（图6(a)中虚 模拟的温湿度与实测的温湿度偏差方差分别从单相 线方框标明时间段)会释放大量热，使结露位置附近 流模型的5.664和1.893下降到EWF模型的0.119 温度升高；反之当露水开始蒸发吸收热量时，又会降 和0.509：EWF模型的结露开始时刻和结露停止时 低对应位置的温度.同时，空气中水蒸气质量分数也 刻的相对误差比单相流模型也有显著下降，尤其是 会发生变化，从而导致水蒸气相对湿度发生变化.单 结露停止时刻的相对误差，从单相流模型的0.756 相流模型正是因为没有考虑相变引起的水蒸气质量 减小到EWF模型的0.077.这些说明EW℉模型能够 分数和热量变化，从而造成温湿度模拟与实测结果 更准确地模拟环境适应性实验中样品何时结露及结
陈 洁等: 基于两相流 EWF 模型的样品表面相变行为及液膜变化的 CFD 预测 平进行比较校正，以保证测试结果的准确可靠． 1—漏斗式露水汇集器;2—收集容器;3—挡风罩;4—电子天平; 5—电脑 图 4 露水收集测量装置示意图 Fig． 4 Sketch of the device used in dew collection and test 2. 2 单相流模型与 EWF 模型对比验证 仔细观察文献［23］中 BINDER 温湿箱内样品仿 真与实测对比结果，发现样品上结露的模拟温度在某 段时间内总比实测温度曲线低． 为了更加准确预测和 合理控制 HTP--020 实验仓内样品附近局域环境的动 态变化及相变过程，分析了单相流模型出现较大误差 的原因，并量化对比了单相流模型与两相流 EWF 模型 的精确性． 两种模型的对比验证实验工况如表 1 所示． 两 种模型的入风口、出风口以及腔壁边界条件相同，入 风口边界类型设为 VELOCITY_INLET，空气垂直侧壁 进入腔内，平均风速 11 m·s － 1 ，风温在前 1200 s 内由 30 ℃ 均 匀 升 至 70 ℃ 后 保 持 不 变，相 对 湿 度 保 持 80% ，温湿度随时间变化规律仿真时通过用户自定 义函数(UDF) 编程输入边界条件;出风口边界类型 设为 PRESSURE_OUTLET，出口压力为 101. 325 kPa; 腔壁边界类型设为 WALL，由于腔壁材料保温性能良 好，它的密度、比热容和导热系数很小，通过保温层 散失的热量可忽略不计，为简化计算将其处理为绝 热壁面． 样品表面边界类型设为 WALL，该处换热由 热传导和对流换热耦合作用，但两种模型有微小的 区别，使用 EWF 模型模拟时，必须在指定样品壁面 WALL 上选择参与 EWF 模型，并设初始壁面液膜参 数为零(表示初始状态没有液膜) ． 两种模型的初始 条件相同，升温增湿阶段前，实验箱恒温恒湿时间不 小于 20 h，以保证实验仓内各部分温度均为 30 ℃ ，空 气的相对湿度为 80% ，即初始条件为温度 303. 15 K、 水蒸气质量分数 0. 02102 (30 ℃ 、80% 相对湿度对应 水蒸气含量) ． HTP--020 实验仓内样品六个面测量得到的温湿 度变化如图 5 所示． 由于铝合金体积所占实验仓空间 比例小，样品局部环境比较均匀，加之铝合金导热系数 大，样品的六个监测点温湿度变化规律比较接近． 因 此，样品温湿度变化的模拟实测对比只以监测点 2 为 代表进行说明，如图 6 所示． 图 5 样品表面各监测点实测温湿度随时间变化曲线． (a) 温度; (b) 湿度 Fig． 5 Change curves of measured temperature (a) and humidity (b) with time at each monitoring point on specimen surfaces 从图 6( a)可知，单相流模型的温度模拟曲线同 实测曲线相比，少了一个“凸起”部分，相应的湿度模 拟曲线与实测曲线相比，模拟的水蒸气凝结时间偏 长． 在相变过程中，水蒸气变为液态水(图 6( a)中虚 线方框标明时间段)会释放大量热，使结露位置附近 温度升高;反之当露水开始蒸发吸收热量时，又会降 低对应位置的温度． 同时，空气中水蒸气质量分数也 会发生变化，从而导致水蒸气相对湿度发生变化． 单 相流模型正是因为没有考虑相变引起的水蒸气质量 分数和热量变化，从而造成温湿度模拟与实测结果 偏差较大． 从图 6( b) 以及表 2 可以看出，考虑相变 过程的 EWF 模型的温湿度模拟曲线与实测的温湿 度曲线在整个实验阶段均比单相流模型吻合得好， 模拟的温湿度与实测的温湿度偏差方差分别从单相 流模型的 5. 664 和 1. 893 下降到 EWF 模型的 0. 119 和 0. 509;EWF 模型的结露开始时刻和结露停止时 刻的相对误差比单相流模型也有显著下降，尤其是 结露停止 时 刻 的 相 对 误 差，从 单 相 流 模 型 的 0. 756 减小到 EWF 模型的 0. 077． 这些说明 EWF 模型能够 更准确地模拟环境适应性实验中样品何时结露及结 ·725·
·726 工程科学学报，第37卷，第6期 露时间.仔细观察图6实测曲线可以发现，在结露停 点（图6(b)中虚线方框的右侧）.由图6(b)和表2 止时刻即蒸发开始时刻（图6(b)中虚线方框的左侧 可知，在液膜蒸发阶段，出现拐点的时刻模拟值与实 对应时刻)，当露水蒸发吸收带走的热量大于对流传 测值吻合较好，说明EW℉模型能准确地模拟单相流 递的热量时，温度缓慢减小：否则温度不变或缓慢增 模型无法模拟的液膜蒸发阶段，很好地克服了单相 加，蒸发结束后温度迅速增加，蒸发结束时刻出现拐 流的缺点 100 (a 100 100 (b) 100 90 90 90 90 80 80 80 80 70 70 70 70 60 60 60 60 50 50 50 50 —实测值 40 40 实测值 40 一一模拟值 一·一模拟值 30 30 30 30 3000 60009000 1200015000 0 3000 60009000 12000 15000 时间/s 时间s 图6不同模型的温湿度模拟值与实测值对比.(a)单相流模型：(b)EWF模型 Fig.6 Comparison of temperature and humidity simulated and measured results using different models:(a)single-phase flow model;(b)EWF model 表2单相流模型与EW下模型的误差对比分析 Table 2 Comparative analysis of the single-phase flow model and EWF model for errors 仿真模型 温度偏差方差 相对湿度偏差方差 结露开始时刻相对误差结露停止时刻相对误差 蒸发停止时刻相对误差 单相流模型 5.664 1.893 0.202 0.756 EWF模型 0.119 0.509 0.196 0.077 0.046 2.3结露量验证 50 在实验仓内升温增湿和高温高湿过程中，通过观 ! 露水收集期 看原位摄像系统的记录，将样品表面结露及其后续过 程分为三个时期：露水集聚期，露水开始在样品表面生 30 盛水聚集期：模拟值 露水 成，但生成的露水不会滑落：露水收集期，即露水滑落 蒸发期 20 期，样品表面的露水开始从边缘滑落，同时有新露水的 生成，在本阶段末，有少量露水蒸发：露水蒸发期，露水 实测值 不再从样品表面滑落，积留在样品表面上的露水蒸发 至露水全部消失 d 400 800 I2(00 1600 2000 利用图4露水收集测量装置收集并测量露水收集 时间/s 期从样品表面滑落的露水，测量三次取平均值。结露 图7结露量模拟计算与实测结果比较 量模拟值由自定义结露量公式(6)来计算，公式中样 Fig.7 Comparison of dew amount between simulated and measured 品表面面积加权平均温度T(t)通过EW℉模型模拟得 data 到.结露量模拟值和实测值比较如图7所示.在图7 中的三个时期各给出两张原位摄像系统捕捉的样品上 慢增加，且增加速度越来越慢，这是由样品表面悬挂的 表面露水形态图，如图8所示，每个形态图的对应时刻 露水继续滑落导致，如图8().对比模拟所得露水总 编号在图7的横坐标上已经标出. 量比实测高，是因为结露停止后样品表面仍然会有露 从图7可以看出，模拟曲线比实测曲线先出现露 水的残留，无法完全被收集装置采集到，如图8(e). 水的积累，这是因为样品表面刚开始生成的露水会在 忽略结露起始端的表面积累过程和结露停止后的露水 表面积累，需要经历露水聚集期，在该部分露水滑离样 滑落过程，模拟实测曲线的露水增加规律基本一致，验 品之前无法收集到，如图8(a)和(b):在实测结露量稳 证了结露量公式(6)的正确性 步上升的曲线段，模拟与实测曲线平行度很好，即模拟 2.4样品表面液膜变化的初步预测 的结露速率与实测相吻合：结露停止后，结露量数值模 由上文可知，温湿度曲线以及结露量的模拟值与 拟曲线很快达到稳定，而实测曲线中结露水仍然会缓 实测值吻合度较高，说明EWF模型能够很好地预测样
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期 露时间． 仔细观察图 6 实测曲线可以发现，在结露停 止时刻即蒸发开始时刻(图 6( b) 中虚线方框的左侧 对应时刻) ，当露水蒸发吸收带走的热量大于对流传 递的热量时，温度缓慢减小;否则温度不变或缓慢增 加，蒸发结束后温度迅速增加，蒸发结束时刻出现拐 点(图 6( b) 中虚线方框的右侧) ． 由图 6( b) 和表 2 可知，在液膜蒸发阶段，出现拐点的时刻模拟值与实 测值吻合较好，说明 EWF 模型能准确地模拟单相流 模型无法模拟的液膜蒸发阶段，很好地克服了单相 流的缺点． 图 6 不同模型的温湿度模拟值与实测值对比． (a) 单相流模型;(b) EWF 模型 Fig． 6 Comparison of temperature and humidity simulated and measured results using different models: (a) single-phase flow model; (b) EWF model 表 2 单相流模型与 EWF 模型的误差对比分析 Table 2 Comparative analysis of the single-phase flow model and EWF model for errors 仿真模型 温度偏差方差 相对湿度偏差方差 结露开始时刻相对误差 结露停止时刻相对误差 蒸发停止时刻相对误差 单相流模型 5. 664 1. 893 0. 202 0. 756 — EWF 模型 0. 119 0. 509 0. 196 0. 077 0. 046 2. 3 结露量验证 在实验仓内升温增湿和高温高湿过程中，通过观 看原位摄像系统的记录，将样品表面结露及其后续过 程分为三个时期:露水集聚期，露水开始在样品表面生 成，但生成的露水不会滑落;露水收集期，即露水滑落 期，样品表面的露水开始从边缘滑落，同时有新露水的 生成，在本阶段末，有少量露水蒸发;露水蒸发期，露水 不再从样品表面滑落，积留在样品表面上的露水蒸发 至露水全部消失． 利用图 4 露水收集测量装置收集并测量露水收集 期从样品表面滑落的露水，测量三次取平均值． 结露 量模拟值由自定义结露量公式(6) 来计算，公式中样 品表面面积加权平均温度 T(t)通过 EWF 模型模拟得 到． 结露量模拟值和实测值比较如图 7 所示． 在图 7 中的三个时期各给出两张原位摄像系统捕捉的样品上 表面露水形态图，如图 8 所示，每个形态图的对应时刻 编号在图 7 的横坐标上已经标出． 从图 7 可以看出，模拟曲线比实测曲线先出现露 水的积累，这是因为样品表面刚开始生成的露水会在 表面积累，需要经历露水聚集期，在该部分露水滑离样 品之前无法收集到，如图8(a)和(b);在实测结露量稳 步上升的曲线段，模拟与实测曲线平行度很好，即模拟 的结露速率与实测相吻合;结露停止后，结露量数值模 拟曲线很快达到稳定，而实测曲线中结露水仍然会缓 图 7 结露量模拟计算与实测结果比较 Fig． 7 Comparison of dew amount between simulated and measured data 慢增加，且增加速度越来越慢，这是由样品表面悬挂的 露水继续滑落导致，如图 8(d)． 对比模拟所得露水总 量比实测高，是因为结露停止后样品表面仍然会有露 水的残留，无法完全被收集装置采集到，如图 8 ( e)． 忽略结露起始端的表面积累过程和结露停止后的露水 滑落过程，模拟实测曲线的露水增加规律基本一致，验 证了结露量公式(6)的正确性． 2. 4 样品表面液膜变化的初步预测 由上文可知，温湿度曲线以及结露量的模拟值与 实测值吻合度较高，说明 EWF 模型能够很好地预测样 ·726·
陈洁等：基于两相流EWF模型的样品表面相变行为及液膜变化的C℉D预测 ·727· (a) (b) (e) 2 d .Cm 图8不同时刻样品上表面露水形态图.(a)465s:(b)650s:(c)765s:(d)1450s:(e)1595s:(01800s Fig.8 Macrographs of dews on the upper specimen surface at different time:(a)465s:(b)650s:(c)765s:(d)1450s;(e)1595s:(f)1800 s 品表面的相变行为.在此基础上利用EW℉模型对样 图10为EW℉模型模拟得到的不同时刻样品上表 品表面液膜变化进行初步预测，由于样品六个表面的 面液膜形态分布图.从图10可以看出，由于实验仓的 温湿度曲线类似，现只以上表面（监测点2对应的表 不对称性，在结露的全过程中表面液膜的厚度分布也 面)为代表来展示预测方法及结果. 是不对称的，并且液膜在样品右侧最后蒸发掉.对比 图9为入风口速度为11ms时，HTP020实验 图10和图8可以看出：实际露水生成过程中，刚开始 仓z=0.4m截面的速度场，其中仓门的位置在下部. 露水以液滴的形式存在，小液滴慢慢长大后相互接触 由图9可见，仓门处的结构对风速场的对称性产生了 形成液膜，整个过程都伴随有液滴的存在：而EWF模 较大的影响，该截面流场存在明显的涡流 型假设水蒸气凝结后以液膜的形式存在，且形成的液 速度ms 膜无法从样品边缘流出，导致1800s时样品边缘的液 7.0 膜仍然有液膜的残留.因此，EWF模型与实际物理模 型存在一定的差距.但对比图8(d)和图10(d)可以发 现，当液滴形成薄液膜时，预测中液膜呈现的形态与物 理实验中原位摄像系统捕捉到的液膜形态初步吻合. 虽然EWF模型与实际的物理模型存在一定的差 距，但在液滴充分发展为液膜阶段，实际液膜分布情况 与模拟液膜分布吻合较好.在目前实验仓内样品上的 0.9 液膜形态还没有直接的、实时的测量方法的情况下，可 0.5 以利用该模型来对液膜进行初步的预测. 图11为利用EWF模型模拟得到的上表面不同部 图9入风口速度为11m·s1时，HTP020实验仓：=0.4m截面 位平均液膜厚度随时间变化规律图.由图可知，三个 的速度场 Fig.9 Velocity field of the :=0.4m section in the HTP-020 cham- 部位的平均液膜厚度规律一致，都是先上升后下降，最 ber with an inlet velocity of 11 m's-! 后消失，在1200s时液膜厚度最大.比较上表面不
陈 洁等: 基于两相流 EWF 模型的样品表面相变行为及液膜变化的 CFD 预测 图 8 不同时刻样品上表面露水形态图． (a) 465 s; (b) 650 s; (c) 765 s; (d) 1450 s; (e) 1595 s; (f) 1800 s Fig． 8 Macrographs of dews on the upper specimen surface at different time: (a) 465 s; (b) 650 s; (c) 765 s; (d) 1450 s; (e) 1595 s; (f) 1800 s 品表面的相变行为． 在此基础上利用 EWF 模型对样 品表面液膜变化进行初步预测，由于样品六个表面的 温湿度曲线类似，现只以上表面(监测点 2 对应的表 面)为代表来展示预测方法及结果． 图 9 为入风口速度为 11 m·s － 1 时，HTP--020 实验 仓 z = 0. 4 m 截面的速度场，其中仓门的位置在下部． 由图 9 可见，仓门处的结构对风速场的对称性产生了 较大的影响，该截面流场存在明显的涡流． 图 9 入风口速度为 11 m·s － 1时，HTP--020 实验仓 z = 0. 4 m 截面 的速度场 Fig． 9 Velocity field of the z = 0. 4 m section in the HTP--020 chamber with an inlet velocity of 11 m·s － 1 图 10 为 EWF 模型模拟得到的不同时刻样品上表 面液膜形态分布图． 从图 10 可以看出，由于实验仓的 不对称性，在结露的全过程中表面液膜的厚度分布也 是不对称的，并且液膜在样品右侧最后蒸发掉． 对比 图 10 和图 8 可以看出:实际露水生成过程中，刚开始 露水以液滴的形式存在，小液滴慢慢长大后相互接触 形成液膜，整个过程都伴随有液滴的存在;而 EWF 模 型假设水蒸气凝结后以液膜的形式存在，且形成的液 膜无法从样品边缘流出，导致 1800 s 时样品边缘的液 膜仍然有液膜的残留． 因此，EWF 模型与实际物理模 型存在一定的差距． 但对比图8(d)和图10(d)可以发 现，当液滴形成薄液膜时，预测中液膜呈现的形态与物 理实验中原位摄像系统捕捉到的液膜形态初步吻合． 虽然 EWF 模型与实际的物理模型存在一定的差 距，但在液滴充分发展为液膜阶段，实际液膜分布情况 与模拟液膜分布吻合较好． 在目前实验仓内样品上的 液膜形态还没有直接的、实时的测量方法的情况下，可 以利用该模型来对液膜进行初步的预测． 图 11 为利用 EWF 模型模拟得到的上表面不同部 位平均液膜厚度随时间变化规律图． 由图可知，三个 部位的平均液膜厚度规律一致，都是先上升后下降，最 后消失，在 1200 s 时 液 膜 厚 度 最 大． 比 较 上 表 面 不 ·727·
·728· 工程科学学报，第37卷，第6期 (a液膜厚度m b)液揽厚度m (c)液膜厚度加m 250 250 250 233 233 233 217 217 200 200 183 167 150 150 133 133 117 117 100 100 100 503 8们0 17 03170 0 (d液膜厚度m e)液膜厚度/m 液膜厚度m 250 ■163 163 233 152 152 4H 酱 109 117 7664 432 2088366%432 1 0 图10EWF模型模拟得到的不同时刻样品上表面液膜形态.(a)465s:(b)650s:(c)765s:(d)1450s:(c)1595s:(01800s Fig.10 Liquid film shape on the specimen upper surface at different time simulated by the EWF model:(a)465s:(b)650s:(e)765s:(d) 1450s:(c)1595s:(f01800s 同部位的平均液膜厚度可知：液膜由上而下生成，但在 腐蚀行为及其影响因素的一种重要的工具.研究结果 很短时间内，液膜的厚度就从上到下依次增加，液膜的 显示，EW℉模型能够准确地预测环境适应性实验中样 厚度在5~120μm,属于湿大气腐蚀，液膜厚度越大， 品表面是否结露、何时何地结露以及不同部位的液膜 腐蚀速率越慢：但在露水蒸发期越靠近下边的液膜消 厚度，提高环境仓内样品表面局部环境的可知性与可 失越晚，润湿时间越长，腐蚀总量越大 控性，为大气腐蚀的室内评价实验的等效性与加速性 最上部 分析提供了表面液相变化过程的物理依据 120 100 3结论 80 (1)两相流EW℉模型比单相流模型能够更加精 60 确地模拟样品表面何时结露、结露时间等结露行为，并 中部 能够模拟单相流模型无法模拟的蒸发行为.EW℉模 40 型的精确性为准确预测和合理控制实验仓内样品附近 最下部 局域环境的动态变化及相变行为提供了分析依据，可 以更加合理地构建加速实验环境条件. 500 1000,15002000 2500 时间/s (2)通过实验验证了结露量公式的正确性，使得 图11EWF模型模拟得到的上表面不同部位平均液膜厚度随时 一定环境条件下随实验时间变化的露水生成量成为已 间的变化曲线 知，将自定义结露量公式与EWF模型相结合，为下阶 Fig.11 Change of average film thickness with time at different posi- 段进一步模拟预测复杂构件表面露水流动及积液情况 tions on the upper surface simulated by the EWF model 打下了基础. 金属腐蚀速率与金属表面液膜的存在时间及液膜 (3)EW℉模型预测的样品上表面液膜呈现的形 厚度密切相关，然而在室内加速实验中，由于密闭空间 态与物理实验中原位摄像系统捕捉到的液膜形态初步 以及实验仓内工作条件的限制，到目前为止还没有很 吻合，表明EW℉模型既克服了单相流的缺点，又能在 好地直接测量结露问题和液膜流动的方法.因此利用 工程上得到应用.对样品上表面三个不同部位预测表 EWF模型来预测液膜流动，是研究金属构件自然环境 明，不同部位的液膜厚度和润湿时间并不相同，越靠近
工程科学学报，第 37 卷，第 6 期 图 10 EWF 模型模拟得到的不同时刻样品上表面液膜形态． (a) 465 s; (b) 650 s; (c) 765 s; (d) 1450 s; (e) 1595 s; (f) 1800 s Fig． 10 Liquid film shape on the specimen upper surface at different time simulated by the EWF model: ( a) 465 s; ( b) 650 s; ( c) 765 s; ( d) 1450 s; (e) 1595 s; (f) 1800 s 同部位的平均液膜厚度可知:液膜由上而下生成，但在 很短时间内，液膜的厚度就从上到下依次增加，液膜的 厚度在 5 ～ 120 μm，属于湿大气腐蚀，液膜厚度越大， 腐蚀速率越慢;但在露水蒸发期越靠近下边的液膜消 失越晚，润湿时间越长，腐蚀总量越大． 图 11 EWF 模型模拟得到的上表面不同部位平均液膜厚度随时 间的变化曲线 Fig． 11 Change of average film thickness with time at different positions on the upper surface simulated by the EWF model 金属腐蚀速率与金属表面液膜的存在时间及液膜 厚度密切相关，然而在室内加速实验中，由于密闭空间 以及实验仓内工作条件的限制，到目前为止还没有很 好地直接测量结露问题和液膜流动的方法． 因此利用 EWF 模型来预测液膜流动，是研究金属构件自然环境 腐蚀行为及其影响因素的一种重要的工具． 研究结果 显示，EWF 模型能够准确地预测环境适应性实验中样 品表面是否结露、何时何地结露以及不同部位的液膜 厚度，提高环境仓内样品表面局部环境的可知性与可 控性，为大气腐蚀的室内评价实验的等效性与加速性 分析提供了表面液相变化过程的物理依据． 3 结论 (1) 两相流 EWF 模型比单相流模型能够更加精 确地模拟样品表面何时结露、结露时间等结露行为，并 能够模拟单相流模型无法模拟的蒸发行为． EWF 模 型的精确性为准确预测和合理控制实验仓内样品附近 局域环境的动态变化及相变行为提供了分析依据，可 以更加合理地构建加速实验环境条件． (2) 通过实验验证了结露量公式的正确性，使得 一定环境条件下随实验时间变化的露水生成量成为已 知，将自定义结露量公式与 EWF 模型相结合，为下阶 段进一步模拟预测复杂构件表面露水流动及积液情况 打下了基础． (3) EWF 模型预测的样品上表面液膜呈现的形 态与物理实验中原位摄像系统捕捉到的液膜形态初步 吻合，表明 EWF 模型既克服了单相流的缺点，又能在 工程上得到应用． 对样品上表面三个不同部位预测表 明，不同部位的液膜厚度和润湿时间并不相同，越靠近 ·728·
陈洁等：基于两相流EWF模型的样品表面相变行为及液膜变化的CD预测 ·729· 样品上表面下部，液膜厚度越大，润湿时间越长.金属 [15]Houkema M,Komen E M J,Siccama N B,et al.CFD analyses 腐蚀行为与金属表面液膜的存在时间和液膜厚度密切 of steam and hydrogen distribution in a nuclear power plant// 相关，液膜厚度的准确预测有助于明确不同实验条件 Proceedings of the 10th International Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal Hydraulics (NURETH-0).Seoul,2003 对金属大气腐蚀的影响评估，特别为复杂金属构件的 161 Andreani M,Putz F,Dury T.Application of field codes to the 腐蚀研究提供分析支撑 analysis of gas mixing in large volumes /IAEA Technical Com- mittee Meeting on the Implementation of Hydrogen Mitigation 参考文献 Techniques and Filtered Containment Venting.Koeln,2001 [17]Lycklama a Nijeholt J A,Hart J.CFD simulation of the thermal- [Li X G,Guo X P.Corrosion and Protection of Materials.Chang- hydraulics in the PHEBUS FP containment vessel//Proceedings sha:Central South University Press,2009 of the eighth International Conference on Nuclear Engineering (李晓刚，郭兴蓬.材料腐蚀与防护.长沙：中南大学出版社， (ICONE-8).Baltimore,2000 2009) [18]Smith B L,Milelli 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陈 洁等: 基于两相流 EWF 模型的样品表面相变行为及液膜变化的 CFD 预测 样品上表面下部，液膜厚度越大，润湿时间越长． 金属 腐蚀行为与金属表面液膜的存在时间和液膜厚度密切 相关，液膜厚度的准确预测有助于明确不同实验条件 对金属大气腐蚀的影响评估，特别为复杂金属构件的 腐蚀研究提供分析支撑． 参 考 文 献 ［1］ Li X G，Guo X P． Corrosion and Protection of Materials． Changsha: Central South University Press，2009 (李晓刚，郭兴蓬． 材料腐蚀与防护． 长沙: 中南大学出版社， 2009) ［2］ Ganguli A，Patel A G，Maheshwari N K，et al． Theoretical modeling of condensation of steam outside different vertical geometries (tube，flat plates) in the presence of noncondensable gases like air and helium． Nucl Eng Des，2008，238(9): 2328 ［3］ de la Rosa J C，Escrivá A，Herranz L E，et al． Review on condensation on the containment structures． Prog Nucl Energy，2009， 51(1): 32 ［4］ Lee K，Kim M H． Effect of an interfacial shear stress on steam condensation in the presence of a noncondensable gas in a vertical tube． Int J Heat Mass Transfer，2008，51(21--22): 5333 ［5］ Uchida H，Oyama A，Togo Y． Evaluation of post － incident cooling systems of light water power reactors / / Proceedings of the 13th 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