超臨界流體傳熱是指流體在超臨界壓力下從擬臨界溫度以下被加熱到溫度高于擬臨界溫度以上過程中的熱量傳輸過程。從20世紀50年代開始,超臨界水動力循環(huán)、超臨界CO

布雷頓循環(huán)、超臨界水氧化技術以及超臨界萃取、超臨界微粒化等技術的迅速發(fā)展,吸引國內(nèi)外學者開展了有關管內(nèi)超臨界流體傳熱性能的廣泛研究。

由于流體在超臨界壓力各狀態(tài)之間轉(zhuǎn)換沒有汽化潛熱的吸放熱過程,超臨界壓力流體傳熱常被視為變物性單相流體對流傳熱

,超臨界壓力流體的傳熱特性規(guī)律由擬臨界溫度區(qū)間熱物性參數(shù)改變所主導。Swenson在圓管超臨界水傳熱實驗中發(fā)現(xiàn),當管內(nèi)流體位于大比熱區(qū)(比定壓熱容

>8 kJ/(kg·K))時將出現(xiàn)顯著傳熱強化現(xiàn)象

。Yamagata等證實了傳熱強化機制與擬臨界區(qū)間比熱峰值之間的相關性

。陳聽寬等研究了不同管型與工況條件下超臨界水流動傳熱過程,總結(jié)了管內(nèi)傳熱特性的影響因素,闡述了傳熱強化作用機理

。Shitsman等分析了正常傳熱、傳熱強化與傳熱惡化等過程,提出以熱流密度與質(zhì)量流速比作為判別傳熱惡化的指標

。李虹波等研究了超臨界水在不同管道內(nèi)的傳熱特性,指出當熱流密度與質(zhì)量流速比較大時,流體溫度低于擬臨界溫度即發(fā)生傳熱惡化現(xiàn)象

。在超臨界CO

傳熱研究過程中,Jackson團隊揭示了浮升力與熱加速對于傳熱過程的影響機理,指出熱流密度與質(zhì)量流速比存在影響壁溫飛升的臨界值

。Kim等對比了超臨界CO

在豎直向上和向下流動中的傳熱特性,發(fā)現(xiàn)向上流動過程存在壁溫“陡增”峰值,而向下流動時沒有發(fā)生

。姜培學團隊開展了關于微小尺度下管內(nèi)超臨界CO

的研究,同樣觀測到了CO

傳熱異化現(xiàn)象的發(fā)生。

文獻[14]中提出,在超臨界流體傳熱過程的分析中學者們對于傳熱特性強弱轉(zhuǎn)換的評判方法可歸納為以下3種。

任務驅(qū)動分組法打破傳統(tǒng)的講授模式，能提高學生學習的自主能動性，激發(fā)學習興趣，培養(yǎng)學生團隊意識，讓學生能動起來，在愉快的氣氛中共同學習。用學生去教導學生，教師巡查指導，獲得師生共同探討的機會，能最大化實現(xiàn)“學中做，做中學”以及“做中學，做中教”的教學理念。本人在所教的班上運用此方法，取得良好效果，學生表示上課更加有趣，愿意學習，課堂教學效率大幅提高，期末考試合格率均在96%以上。

第1種根據(jù)壁面溫度是否出現(xiàn)峰值判斷。當管壁溫出現(xiàn)飛升現(xiàn)象(即存在峰值),認定傳熱弱化;而當壁溫單調(diào)遞增時,弱化過程不存在。此判別方法是對傳熱弱化現(xiàn)象最直觀的描述。

第2種基于傳熱系數(shù)對比值來判斷。方賢德指出當

<0.3時,出現(xiàn)傳熱弱化,其中

數(shù)是根據(jù)實驗結(jié)果計算得到,

是根據(jù)Dittus-Boelter公式計算所得的

數(shù)

;部分學者認為當

<1.0時出現(xiàn)傳熱弱化,其中

是根據(jù)實驗結(jié)果計算得到的傳熱系數(shù),

是根據(jù)Dittus-Boelter公式計算得到的參考點處的傳熱系數(shù),參考點處的焓應遠小于擬臨界點處的焓。

第3種根據(jù)壁面溫度是否超過溫度上限來判斷。該類型以壁溫超過溫度上限時識別傳熱弱化的發(fā)生,而溫度上限則由加熱管道材料和流動工質(zhì)共同決定。

瓦沙 · 多貝爾萊特，斯洛文尼亞人，1968年開始從事攝影活動，其作品在五大洲的60個國家展出，并獲得了100多個獎項，是FIAP在斯洛文尼亞、意大利、波斯尼亞和黑塞哥維那、馬其頓、塞爾維亞和克羅地亞等地國際沙龍的評委，2008年，被斯洛文尼亞攝影協(xié)會授予 “攝影大師”稱號。2008至2015年間，榮獲過從EFIAP/B（青銅）到EFIAP/P（白金）的所有獎項。2009年，為表彰他為FIAP所做的特殊貢獻，成為ESPIAP。

本文以高超聲速飛行器熱防護中主動再生冷卻技術為研究背景,以碳氫化合物為冷卻工質(zhì),圍繞其在典型小通道中傳熱特性展開實驗研究。利用流體溫度、管壁溫度、傳熱系數(shù)綜合指標,完成傳熱過程正常傳熱、傳熱強化、傳熱弱化不同階段的定義劃分;剖析超臨界壓力下極限熱流密度的影響因素,采用量綱分析和多元線性回歸方法得到極限熱流密度預測公式。研究結(jié)果可以為飛行器換熱結(jié)構設計提供理論依據(jù),進而保證飛行器整體的安全運行。

1 實驗系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理

1.1 實驗系統(tǒng)

本實驗所采用的超臨界流體傳熱測試系統(tǒng)如圖1所示,由儲液罐、高壓恒流泵、體積流量計、交流電加熱系統(tǒng)、溫度傳感器、壓力(差)傳感器、冷凝器、背壓閥和信號采集系統(tǒng)組成。

在9月15日至17日北京“網(wǎng)絡文學+”大會期間，主辦方發(fā)布了《2017年度中國網(wǎng)絡文學發(fā)展報告》。報告稱，截止2017年底，國內(nèi)各類網(wǎng)絡文學作品累計高達1647萬部（種）、簽約作品132.7萬部，當年新增簽約作品22萬部。其中，現(xiàn)實題材作品數(shù)量占比已達52.5%。2017年網(wǎng)絡文學駐站作者數(shù)量已達1400萬人，簽約量達68萬人，其中47%是全職寫作。20年的時間里，網(wǎng)絡文學從毛頭痞子，壯大為資本寡頭，如果加上IP的影劇開發(fā)，可謂主宰了大部分國人的文化生活。

測試工質(zhì)經(jīng)過恒流泵增壓后,在預熱盤管內(nèi)被加熱到預設流體溫度,流經(jīng)實驗管路(316不銹鋼,

3 mm×0.5 mm,管長670 mm)完成換熱測試后,最終經(jīng)過冷凝器冷卻流回儲液罐進行下一次循環(huán)。工質(zhì)流量由放置于預熱盤管前的體積流量計(CX-M5-SS,0～500 mL/min,不確定度為0.5%)測量;工質(zhì)流體溫度由布置在實驗管路進出口位置處的K型鎧裝熱電偶(Omega,0～590 ℃,不確定度為0.4%)測量;實驗管壁溫度采用焊接在管壁表面的熱電偶絲進行測量,實驗段熱電偶分布如圖2所示,

=30 mm,

=70 mm,

=10 mm。實驗測量參數(shù)均由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(Keithley 2700,不確定度為1%)在穩(wěn)態(tài)工況下進行采集。

1.2 實驗流程與數(shù)據(jù)處理

選取碳氫化合物環(huán)己烷(質(zhì)量分數(shù)為99.5%)、正戊烷(質(zhì)量分數(shù)為99.0%)以及二者不同配比的混合物作為實驗工質(zhì),工質(zhì)臨界參數(shù)由NIST數(shù)據(jù)庫查得,實驗工質(zhì)臨界參數(shù)見表1,實驗工況條件見表2。

實驗操作流程如下。

各工況點

隨質(zhì)量通量的變化如圖10所示,發(fā)現(xiàn)二者呈現(xiàn)良好的線性關系。進一步證實了

隨壓比的增加而增加,同時發(fā)現(xiàn)混合工質(zhì)

位于純組分之間,與組分配比正相關(即環(huán)己烷質(zhì)量分數(shù)越大,極限熱流密度越大)。

調(diào)節(jié)加熱功率達到給定熱流密度。

待實驗系統(tǒng)達到穩(wěn)定,開始采集數(shù)據(jù):體積流量、加熱功率、實驗管進出口流體溫度、系統(tǒng)壓力以及實驗管壁溫。每個采集時間為90 s,實驗數(shù)據(jù)由采集卡記錄并儲存在Excel表格里。

步進加熱功率,重復步驟3。

改變系統(tǒng)壓力,重復上述步驟1～4。

更換實驗工質(zhì),重復上述步驟1～5。

本刊記者隨機采訪了一位乘客袁女士，家住中鐵國際城的她每周往返濟青兩地。以往都需自城東趕往西客站，順利時開車一個半小時左右。濟青高鐵開通后，她只用半小時抵達新東站。

為確保實驗過程中工質(zhì)不發(fā)生裂解,控制流體出口溫度和管壁溫度分別在320 ℃和500 ℃以下。實驗數(shù)據(jù)處理計算獲得管路內(nèi)壁溫度、主流溫度以及局部對流換熱系數(shù),具體計算方法見文獻[25],表3為實驗系統(tǒng)參數(shù)與計算參量的不確定度。

自抗擾控制是我國韓京清研究員提出的一種非線性控制策略[5].該技術不依賴于系統(tǒng)具體的數(shù)學模型，它繼承了傳統(tǒng)PID控制的優(yōu)點，克服了其不足之處.同時自抗擾控制技術也體現(xiàn)了現(xiàn)代控制理論的思想，利用擴張狀態(tài)觀測器對系統(tǒng)的內(nèi)部擾動和外部擾動進行估計和補償.考慮到自抗擾控制的上述優(yōu)點，同時結(jié)合單級倒立擺控制系統(tǒng)對控制性能的要求，本文針對存在擾動因素影響下的單級倒立擺擺角控制問題，采用自抗擾控制方法設計單級倒立擺控制器.

2 實驗結(jié)果與討論

首先進行了測試系統(tǒng)的可靠性和重復性實驗,以確保實驗結(jié)果的準確性。選取以下對流傳熱公式進行實驗系統(tǒng)可靠性驗證。

考慮到加熱長度對流體傳熱的影響

,Bishop提出下式

(1)

結(jié)合圖5和圖6中數(shù)據(jù)結(jié)果分析可得,當

<

<0

95

時,內(nèi)壁溫度和傳熱系數(shù)均穩(wěn)定增長,

在1

0附近波動;此時主流溫度和內(nèi)壁溫度都低于擬臨界溫度,流體遠離大比熱區(qū)間,傳熱系數(shù)平穩(wěn)增加,為正常傳熱階段。

(2)

考慮到物性沿管路徑向變化對傳熱帶來的影響

,Jackson提出下式

(3)

2

2

2 質(zhì)量流量的影響

對環(huán)己烷在超臨界壓力為5

3 MPa、質(zhì)量流量為3.73 g/s工況下實驗測試進行重復性驗證,結(jié)果如圖4所示,實驗結(jié)果重復性良好。綜上所述,本實驗臺數(shù)據(jù)可靠并具有可重復性,可以用其進行后續(xù)傳熱實驗研究。

2.1 流體傳熱過程分析

選取環(huán)己烷在壓比

=1

3時的實驗結(jié)果進行分析,其中

為工質(zhì)臨界壓力。圖5給出了環(huán)己烷在超臨界壓力下傳熱系數(shù)隨主流流體溫度和內(nèi)壁溫度的變化,發(fā)現(xiàn)其表征傳熱特性的各項參數(shù)隨換熱過程發(fā)展存在一定的規(guī)律性,其中

為內(nèi)壁溫度、

為擬臨界溫度。

為了更為準確地表述,選取典型工況壓力為5

3 MPa、質(zhì)量流量為3.73 g/s和流體入口溫度

為30 ℃時傳熱結(jié)果進行細致剖析,環(huán)己烷傳熱特性參數(shù)隨流體溫度和擬臨界溫度比的變化如圖6所示。

按照

、

以及

的大小關系將超臨界流體傳熱過程進行區(qū)間劃分,大致分為正常傳熱、傳熱強化、傳熱弱化3個階段。

將摩擦系數(shù)的影響考慮到對流傳熱過程中

,Gnielinski提出下式

當

>0

95

且

<0

98

時,內(nèi)壁溫曲線斜率減小,傳熱系數(shù)相較正常傳熱階段出現(xiàn)突然增加,此時發(fā)生了明顯的傳熱強化,為傳熱強化階段。此階段內(nèi)壁溫接近并達到了實驗壓力下對應的擬臨界溫度,近壁面流體物性急劇變化,誘使流體微團之間摻混增強,傳熱能力顯著提高。部分學者認為超臨界壓力下此過程類似于亞臨界壓力下的過冷沸騰引發(fā)的傳熱強化,并驗證了擬沸騰現(xiàn)象的存在

。

當

>0

98

且

>

時,內(nèi)壁溫度出現(xiàn)明顯升高,傳熱系數(shù)較之前階段逐漸降低,為傳熱弱化階段。處于該階段時,內(nèi)壁溫明顯高于擬臨界溫度,近壁流體遠離大比熱區(qū)間,而主流流體溫度處于物性急劇變化的擬臨界區(qū)間。內(nèi)壁面處發(fā)生類膜態(tài)沸騰,流體熱容和傳導能力均大幅下降,導致傳熱弱化。

學習《我想和你們一起玩》時，教師設計了這樣一個趣味游戲：“將男女生各分為兩個小組，男生之間開展足球?qū)官?，女生之間開展跳繩比賽?！苯處熤贫ê帽荣愐?guī)則、獎懲措施。在比賽的過程中，發(fā)生了一些“小情況”，男生之間缺乏團結(jié)意識，出現(xiàn)問題總是相互指責，甚至紅隊有兩名學生直接吵了起來。教師發(fā)現(xiàn)問題后，及時解決，將兩名學生全都替換下來，并讓這兩名學生觀察藍隊隊員的表現(xiàn)。在觀察中，紅隊學生發(fā)現(xiàn)他們配合得很默契，而且一名學生出現(xiàn)失誤后，他的搭檔不僅沒有責備他，反而鼓勵他、安慰他。學生認識到自身問題，握手言和，再次投入到比賽中。這一次，他們配合得很默契。

有關企業(yè)戰(zhàn)略管理的研究文獻，比比皆是，均是相關研究學者的深刻有效剖析，但是這些文獻也依然存在著些許問題，有許多層面因某些因素而被忽視，或者有些層面的剖析并不深刻，需要具體的實施細節(jié)，本文就是在此種情況下應運而生的。

在小質(zhì)量流量工況下,當

>

且

>1

1

時,相較傳熱弱化階段傳熱系數(shù)再次上升,這是由于溫度過高導致碳氫化合物發(fā)生裂解反應使其吸熱增強。

2.2 極限熱流密度的影響因素

對以上參數(shù)化簡,可得

2

2

1 壓比的影響

圖8為固定質(zhì)量流量和入口流體溫度,壓比

分別為1

05和1

3條件下傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化情況。不同壓力下傳熱規(guī)律比較相似,在

較小時流體溫度遠離擬臨界溫度,傳熱系數(shù)相差很小;

在1

0附近的時候,傳熱系數(shù)出現(xiàn)明顯差別,壓比為1

05條件下的傳熱系數(shù)高于壓比為1

3。表明流體熱物性是影響傳熱過程的重要因素之一,而提高壓力不利于擬臨界區(qū)附近流體的傳熱,然而極限熱流密度

隨壓力的提高而增加。這是由于在相同質(zhì)量流量與流體入口溫度下,壓比為1

3工況下傳熱弱化起始點處焓與加熱入口焓之差要大于壓比為1

05工況下的,所以壓力越高極限熱流密度越大。

選擇環(huán)己烷在超臨界壓力4

28 MPa下類液態(tài)傳熱過程進行研究,圖3給出了環(huán)己烷在

為4

28 MPa、

為3

10 g/s工況下實驗測試結(jié)果可靠性驗證,

為主流流體溫度。通過對比實驗所得傳熱系數(shù)與經(jīng)典傳熱公式計算值,偏差在±15%以內(nèi),驗證了實驗臺的可靠性。

對于強弱轉(zhuǎn)化伴隨過程指標的量化分析,學者們提出了采用極限熱流密度

(超臨界壓力下傳熱弱化起始點處對應的熱流密度

)來表征傳熱規(guī)律的轉(zhuǎn)折點,即傳熱弱化發(fā)生的起始點。Yamagata等對超臨界水傳熱特性進行研究,擬合實驗數(shù)據(jù)獲得極限熱流密度關聯(lián)式為

=0.2

,

表示質(zhì)量流量;Styrikovich獲得的圓管內(nèi)超臨界水傳熱弱化發(fā)生的實驗關聯(lián)式為

=0.58

,同類型的極限熱流密度與質(zhì)量流速之間的線性關系被Yin和Mokry

所證實。針對超臨界壓力下的二氧化碳,Kim等提出了預測極限熱流密度的關系式為

=0.000 02

。Urbano通過數(shù)值模擬方法提出了有關超臨界壓力下甲烷和戊烷極限熱流密度的預測關聯(lián)式,將

擬合為壓力比的函數(shù)形式

。羅毓珊對于超臨界壓力下煤油的極限熱流密度進行了研究,發(fā)現(xiàn)存在最佳工況壓力所獲得的極限熱流密度最大,同時流體入口溫度影響極限熱流密度

;獲得極限熱流密度的計算式為

=0.122

。除熱流密度與質(zhì)量流速函數(shù)表達式之外,學者們也曾嘗試引入流體密度、黏度、

數(shù)、

數(shù)以及摩擦系數(shù)等因素,以獲知傳熱弱化發(fā)生的溫度條件

。由上可知,前人提出的預測模型存在公式兩端量綱不匹配和影響參數(shù)不統(tǒng)一的問題,導致關聯(lián)式對于流體工質(zhì)和工況條件局限性很強。開展超臨界流體極限熱流密度影響因素分析,獲取適用性強、精度好的預測模型的研究工作顯得很有必要。

不同質(zhì)量流量時環(huán)己烷在

=1

3、

=30 ℃工況下傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化如圖9所示,流體傳熱系數(shù)和

隨著質(zhì)量流量的增加均呈現(xiàn)增長的趨勢。在相同的主流溫度下,質(zhì)量流量的提升導致強制對流過程中慣性力作用增強,流體微團之間的湍流摻混程度增加,有利于增強傳熱。

開啟高壓恒流泵并給定泵的流量,調(diào)節(jié)背壓閥給定系統(tǒng)壓力,調(diào)節(jié)預熱功率使加熱入口溫度恒定。

2

2

3 流體入口溫度的影響

不同流體入口溫度時傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化如圖11所示,流體傳熱系數(shù)隨流體入口溫度的升高整體增加,而

呈現(xiàn)顯著降低趨勢。在相同質(zhì)量流量下,流體溫度的升高導致流體黏度降低,

增加,流體傳熱增強。

圖12給出了

為3

73 g/s時不同壓比下不同工質(zhì)

隨流體入口溫度的變化。流體入口溫度為30 ℃時傳熱弱化起始點焓與入口焓差值為640.05 kJ·kg

;90 ℃、150 ℃、210 ℃分別對應的焓差為506.70 kJ·kg

、368.21 kJ·kg

和226.95 kJ·kg

。由此看出,入口溫度越低,加熱到傳熱弱化起始點所需的加熱功率越大,極限熱流密度越大。

2.3 與已有極限熱流密度預測關聯(lián)式對比分析

將獲得實驗結(jié)果與學者們提出的預測極限熱流密度的關系式進行對比分析,各極限熱流密度預測關系式及適用實驗工質(zhì)如表4所示。

圖13為

實驗結(jié)果與預測公式計算結(jié)果的對比。可以看出,即使對于實驗結(jié)果預測相對較好的Ogata關聯(lián)式,也僅有52%的數(shù)據(jù)點落在±20%的誤差帶內(nèi),而其他4個公式的預測結(jié)果偏差均很大。

Styrikovich關聯(lián)式只考慮了質(zhì)量通量對極限熱流密度的影響,而且公式兩端量綱不相同,不具備普適性;其他3種關聯(lián)式兩端量綱相同,在質(zhì)量通量影響的基礎上加入了摩擦系數(shù)、比熱容和體積膨脹系數(shù)對極限熱流密度的影響,嘗試通過擬臨界點的比熱容與體積膨脹系數(shù)的比值來體現(xiàn)壓力的影響,但同樣預測精度不高,且未考慮到加熱入口溫度對極限熱流密度的影響。

2.4 構建極限熱流密度無量綱預測關聯(lián)式

由上文可知,需要綜合考慮壓力、流體入口溫度、質(zhì)量流量和工質(zhì)物性因素對極限熱流密度的影響,構建可準確預測極限熱流密度的無量綱公式。選用不同無量綱參數(shù)來表征系統(tǒng)參數(shù)對傳熱特性曲線上傳熱弱化起始點的影響,然后使用量綱分析方法得到可用來預測極限熱流密度的無量綱公式;最終采用多元線性回歸的方法獲得相應系數(shù)。

根據(jù)上文提出的影響因素進行量綱分析,預測傳熱弱化起始點處極限熱流密度的公式可表示為

(

,

,

,

,Δ

,

,

,

,

,

)=0

(4)

式中:

表示管內(nèi)徑;

表示工質(zhì)擬臨界溫度處對應的焓,由于NIST數(shù)據(jù)庫中焓有負值,因此本文選取室溫20 ℃對應的焓為0基準點;Δ

表示擬臨界溫度處和加熱入口溫度處的焓之差;

表示流速;

表示流體密度;

表示動力黏度。

根據(jù)π定理,選擇

、

和

作為基本參量,分析得到以下6個無量綱數(shù)

(2) 監(jiān)測期末，3#錨桿預應力損失值最大，為32.4 kN，約占初始預應力的8.53%；4#錨桿預應力損失值最小，為31.2 kN，約占初始預應力的8.40%；四根錨桿預應力損失平均值為31.8 kN，預應力損失百分比平均值為8.48%，預應力松弛速率平均值為0.0445 kN/d。

(5)

不同工質(zhì)在

為1

3、

為3

73 g/s、

為30 ℃時傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化如圖7所示,傳熱系數(shù)極值附近(傳熱弱化起始處)對應的熱流密度即為對應工況下的極限熱流密度,不同工況下極限熱流密度呈現(xiàn)規(guī)律性分布。

(6)

(7)

(8)

(9)

其中無量綱數(shù)(

)可以與亞臨界壓力下無量綱沸騰數(shù)(

=

)類比,定義為超臨界擬沸騰數(shù),用

數(shù)

來表示,因此,預測傳熱弱化起始點處極限熱流密度的公式為

(10)

圖14為

對

數(shù)的影響,由圖14可以看出,在流體入口溫度相同的條件下,

數(shù)幾乎不隨

數(shù)的變化而變化;在

數(shù)相近而流體入口溫度不同的情況下,

數(shù)隨入口溫度的增加而降低。由此看出

對

數(shù)的影響相較流體入口溫度對

數(shù)的影響不顯著。

無量綱數(shù)Δ

表征了流體入口溫度對極限熱流密度的影響,圖15給出了Δ

對

數(shù)的影響,可以看出Δ

對

數(shù)的影響非常顯著,

數(shù)隨Δ

的增加呈近似線性增長。

我國于2018 年3 月17 日由國務院辦公廳印發(fā)了《科學數(shù)據(jù)管理辦法》（以下簡稱《辦法》），從職責、科學數(shù)據(jù)采集、匯交與保存、共享與利用、保密與安全等方面對科學數(shù)據(jù)管理與共享進行了規(guī)范。其中，第四章主要對科學數(shù)據(jù)的共享與利用進行了規(guī)范?！犊茖W數(shù)據(jù)管理辦法》解讀可從科技部基礎研究司司長葉玉江和國家科技基礎條件平臺中心副主任王瑞丹對《辦法》提出的具體措施中體現(xiàn)?！掇k法》第十九條、二十條、二十一條、二十二條、二十三、二十四條等對科學數(shù)據(jù)的共享利用相關問題進行了規(guī)定。

徐歪頭這人，沒人喜歡。他五十多了，對誰不滿，就打人家的孩子，七八歲也好，三四歲也好，他都打。人家找上門來，他不承認，還賭咒發(fā)誓。哪個小伙子說親事了，他跑到女方家，說，你怎能把閨女嫁給他？他有病，就是不生孩子那種病！他這么一說，親事就黃了。徐歪頭對他的老媽媽也不孝順，大年初一，他吃熱氣騰騰的肉包子，他媽媽只能啃冷饅頭。徐歪頭養(yǎng)了一條狗，從來不喂，都是他媽媽喂的。狗長得瘦，難看，他就嫌棄它，老用棍子打它。那條狗也不喜歡他，他一回家，狗就叫。

圖16給出了無量綱數(shù)

對

數(shù)的影響,由圖16可以看出,

對

數(shù)的影響不可忽略,

數(shù)隨

的增加而緩慢增加。

綜上所述,極限熱流密度預測公式(10)可以簡化為

(11)

式中

、

和

是常數(shù)。在方程兩邊取自然對數(shù),得到一個多元線性回歸方程

對于速斷保護而言，忽略保護動作時間，考慮斷路器分閘時間0.13 s、合閘時間0.2 s，當重合閘整定時間由2 s增加至2.5 s時，允許滑落性故障的延時，將從2.33 s增加至2.83 s，對于滑落性延時故障的重合成功率也有提升。

(12)

根據(jù)超臨界壓力下實驗數(shù)據(jù)采用多元線性回歸方法,得到本文極限熱流密度

的公式為

(13)

式(13)主要適用于1

05<

<1.3、20 ℃<

<

的情況。

在爆破設計中將預裂孔逐孔編號，通過測量現(xiàn)場放線獲得預裂孔孔位實際高程，根據(jù)爆破設計計算出每個預裂孔的實際孔深，制成實際造孔參數(shù)表下發(fā)作業(yè)隊并進行技術交底，作業(yè)隊按造孔參數(shù)表控制預裂孔孔深。邊坡特殊開挖段（如漸變段等），技術人員要逐孔進行計算，計算出各預裂孔的方位角、傾角及孔深，并在造孔過程中配合質(zhì)檢員現(xiàn)場校核各預裂孔的鉆孔參數(shù)。預裂孔造孔嚴格執(zhí)行“三定”制度。在鉆機開孔前，對鉆工進行詳細的技術交底，嚴格執(zhí)行“定機、定人、定崗”制度，對每個孔的孔深、傾角及鉆孔責任人實行掛牌標示，做到責任到人。在每臺鉆機上設置有鉆工作業(yè)明白卡，明確了鉆孔工藝的程序和質(zhì)量要求。

圖17給出了

無量綱公式計算值與本文實驗結(jié)果及文獻[34-36]數(shù)據(jù)的對比,其中本文綜合考慮了壓力、質(zhì)量流量和流體物性、入口溫度等因素對于極限熱流密度

的影響,數(shù)據(jù)預測偏差均在±10%以內(nèi);而文獻數(shù)據(jù)源于常規(guī)尺寸管徑實驗,且忽略了入口溫度對極限熱流密度的影響,故其數(shù)據(jù)結(jié)果與本文預測公式結(jié)果存在較大偏差。

3 結(jié) 論

本文以高超聲速飛行器熱防護中主動再生冷卻技術為研究背景,對水平管路超臨界壓力下碳氫化合物的傳熱過程進行了實驗研究。通過分析傳熱特性,得出了以下的結(jié)論。

(1)對于小通道中超臨界流體水平流動,傳熱過程分為正常傳熱、傳熱強化、傳熱弱化不同階段。

(2)表征超臨界壓力下傳熱弱化起始點的極限熱流密度

與流體壓比、入口溫度和質(zhì)量流量相關。

(3)無量綱擬沸騰數(shù)

受流體入口溫度與壓力影響明顯,與

弱相關。

1.1 推動地方文化資源傳承與發(fā)展。各地建設廣場文化，就是要盡量地開掘與調(diào)動地方文化的資源，使得地方文化傳統(tǒng)、文化遺產(chǎn)得到更多的繼承與發(fā)揚，并改造成適應新時代需要的文化。地方文化資源借廣場文化的展示與推動，成為有顯示度的地方文化，從而充實地方文化內(nèi)涵

(4)采用量綱分析和多元線性回歸方法得到超臨界壓力流體極限熱流密度公式,用于預測傳熱弱化特性的發(fā)生。

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[1]BOURKE P J, PULLING D J, GILL L E, et al. Forced convective heat transfer to turbulent CO

in the supercritical region [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1970, 13(8): 1339-1348.

[2]YAMAGATA K, NISHIKAWA K, HASEGAWA S, et al. Forced convective heat transfer to supercritical water flowing in tubes [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1972, 15(12): 2575-2593.

[3]DUFFEY R B, PIORO I L. Heat transfer and hydraulic resistance at supercritical pressures in power engineering applications [J]. Mechanical Engineering, 2007(1): 47.

[4]陳聽寬, 孫丹, 羅毓珊, 等. 超臨界鍋爐內(nèi)螺紋管傳熱特性的研究 [J]. 工程熱物理學報, 2003, 24(3): 429-432.

CHEN Tingkuan, SUN Dan, LUO Yushan, et al. Investigation on the heat transfer characteristics of internally ribbed tube for supercritical pressure boiler [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2003, 24(3): 429-432.

[5]王海軍, 唐人虎, 羅毓珊, 等. 非均勻加熱條件下超臨界壓力水在垂直管中的傳熱特性 [J]. 核動力工程, 2008, 29(4): 57-62.

WANG Haijun, TANG Renhu, LUO Yushan, et al. Heat transfer characteristic of supercritical pressure water in nonuniform heating vertical tube [J]. Nuclear Power Engineering, 2008, 29(4): 57-62.

[6]吳剛, 畢勤成, 王漢, 等. 超臨界壓力水在傾斜上升管內(nèi)傳熱的試驗研究 [J]. 西安交通大學學報, 2011, 45(5): 6-11.

WU Gang, BI Qincheng, WANG Han, et al. Heat transfer characteristics of supercritical water in inclined upward tube [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2011, 45(5): 6-11.

[7]WANG Haijun, HU Zhihong, GU Hongfang, et al. Heat transfer characteristic of water at near critical pressure in circumferentially non-uniformly heated vertical tubes [J]. International Journal of Thermal Sciences, 2012, 54: 167-175.

[8]KIM D E, KIM M H. Experimental investigation of heat transfer in vertical upward and downward supercritical CO

flow in a circular tube [J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2011, 32(1): 176-191.

[9]JACKSON J D. Fluid flow and convective heat transfer to fluids at supercritical pressure [J]. Nuclear Engineering and Design, 2013, 264: 24-40.

[10]JACKSON J D. Models of heat transfer to fluids at supercritical pressure with influences of buoyancy and acceleration [J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 124: 1481-1491.

[11]SWENSON H S, CARVER J R, KAKARALA C R. Heat transfer to supercritical water in smooth-bore tubes [J]. Journal of Heat Transfer, 1965, 87(4): 477-483.

[12]SHITSMAN M E. The effect of natural convection on temperature conditions in horizontal tubes at supercritical pressures [J]. Thermal Engineering, 1966, 13(7): 69-75.

[13]LI Hongbo, ZHAO Meng, HU Zhenxiao, et al. Experimental study of supercritical water heat transfer deteriorations in different channels [J]. Annals of Nuclear Energy, 2018, 119: 240-256.

[14]ZHANG Qian, LI Huixiong, LEI Xianliang, et al. Study on identification method of heat transfer deterioration of supercritical fluids in vertically heated tubes [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2018, 127: 674-686.

[15]LUO Zufen, FANG Xiande, YANG Yang, et al. Prediction of “critical heat flux” for supercritical water and CO

flowing upward in vertical heated tubes [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2020, 159: 120115.

[16]STYRIKOVICH M A, MARGULOVA T K, MIROPOL’SKII Z L. Problem in the development of designs of supercritical boilers [J]. Teploenergetika, 1967, 14(6): 5-9.

[17]YIN Fei, CHEN Tingkuan, LI Huixiong. An investigation on heat transfer to supercritical water in inclined upward smooth tubes [J]. Heat Transfer Engineering, 2006, 27(9): 44-52.

[18]MOKRY S, PIORO I, FARAH A, et al. Development of supercritical water heat-transfer correlation for vertical bare tubes [J]. Nuclear Engineering and Design, 2011, 241(4): 1126-1136.

[19]KIM J K, JEON H K, YOO J Y, et al. Experimental study on heat transfer characteristics of turbulent supercritical flow in vertical circular/non-circular tubes [EB/OL]. (2005-09-01) [2019-08-17]. http:∥www.dbpia.co.kr/journal/articleDetail?nodeld=NO DE00695547&language=ko_KR.

[20]URBANO A, NASUTI F. Conditions for the occurrence of heat transfer deterioration in light hydrocarbons flows [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 65: 599-609.

[21]羅毓珊, 陳聽寬, 胡志宏, 等. 高參數(shù)小管徑內(nèi)煤油的傳熱特性研究 [J]. 工程熱物理學報, 2005, 26(4): 609-612.

LUO Yushan, CHEN Tingkuan, HU Zhihong, et al. Investigation on heat transfer characteristics for kerosene under high parameter and in small diameter tube [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2005, 26(4): 609-612.

[22]PIORO I L, DUFFEY R B. Experimental heat transfer in supercritical water flowing inside channels (survey) [J]. Nuclear Engineering and Design, 2005, 235(22): 2407-2430.

[23]PROTOPOPOV V, KURAEVA I, ANTONOV A. An approach to the determination of the conditions of occurrence of deteriorated heat transfer regimes at supercritical pressures [J]. High Temperature, 1974, 11(3): 529-532.

[24]PETUKHOV B, PROTOPOPOV V, SILIN V. Experimental investigation of worsened heat-transfer conditions with the turbulent flow of carbon dioxide at supercritical pressure [J]. High Temperature, 1972, 10(2): 304-310.

[25]楊竹強, 李天卉, 高天澤, 等. 跨臨界碳氫二元混合物的水動力學與傳熱特性實驗研究 [J]. 西安交通大學學報, 2020, 54(6): 140-147.

YANG Zhuqiang, LI Tianhui, GAO Tianze, et al. Experimental study on hydrodynamic and heat transfer characteristics of binary mixtures at tans-and supercritical pressures [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2020, 54(6): 140-147.

[26]BISHOP A A, SANDBERG R O, TONG L S. Forced-convection heat transfer to water at near-critical temperatures and supercritical pressures [EB/OL]. (1964-01-01)[2019-10-24]. https: ∥www.osti.gov/biblio/4595384.

[27]GNIELINSKI V. New equations for heat and mass transfer in turbulent pipe and channel flow [J]. International Journal of Chemical Reactor Engineering, 1976, 16: 359-368.

[28]JACKSON J D. Fluid flow and convective heat transfer to fluids at supercritical pressure [J]. Nuclear Engineering and Design, 2013, 264: 24-40.

[29]BANUTI D T. Crossing the Widom-line: supercritical pseudo-boiling [J]. The Journal of Supercritical Fluids, 2015, 98: 12-16.

[30]MAXIM F, KARALIS K, BOILLAT P, et al. Thermodynamics and dynamics of supercritical water pseudo-boiling [J]. Advanced Science, 2021, 8(3): 2002312.

[31]張海松, 徐進良, 朱鑫杰. 基于擬沸騰理論的超臨界CO

管內(nèi)傳熱惡化量綱分析 [J]. 物理學報, 2021, 70(4): 044401.

ZHANG Haisong, XU Jinliang, ZHU Xinjie. Dimensional analysis of flow and heat transfer of supercritical CO

based on pseudo-boiling theory [J]. Acta Physica Sinica, 2021, 70(4): 044401.

[32]BRASSINGTON D J, CAIRNS D N H. Measurements of forced convective heat transfer to supercritical helium [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1977, 20(3): 207-214.

[33]CHENG X, YANG Y H, HUANG S F. A simplified method for heat transfer prediction of supercritical fluids in circular tubes [J]. Annals of Nuclear Energy, 2009, 36(8): 1120-1128.

[34]MOKRY S, PIORO I, FARAH A, et al. Development of supercritical water heat-transfer correlation for vertical bare tubes [J]. Nuclear Engineering and Design, 2011, 241(4): 1126-1136.

[35]XU Jinliang, ZHANG Haisong, ZHU Bingguo, et al. Critical supercritical-boiling-number to determine the onset of heat transfer deterioration for supercritical fluids [J]. Solar Energy, 2020, 195: 27-36.

[36]DUBEY S K, VEDULA R P, IYER K N, et al. Local heat transfer coefficient measurements using thermal camera for upward flow of Freon 22 in a vertical tube at supercritical conditions and development of correlations [J]. Nuclear Engineering and Design, 2018, 328: 80-94.