周志偉,李虹銳,薛秀麗,曾澤華,劉 瑞,劉 健,羅 銳

(1.中國原子能科學(xué)研究院 核工程設(shè)計(jì)研究所,北京 102413;2.清華大學(xué) 能源與動力工程系,北京 100084;3.華北電力大學(xué) 動力工程系,河北 保定 071003)

鈉冷快堆作為第4代反應(yīng)堆中技術(shù)較為成熟、發(fā)展前景較好的快中子堆[1],在極大提高核資源利用率的同時(shí)還能夠嬗變長衰變期的次錒系核素,降低核廢料處理的成本和對環(huán)境的威脅,是我國熱中子堆-快中子堆-聚變堆三步走核電發(fā)展戰(zhàn)略的重要環(huán)節(jié)[2]。如何保證反應(yīng)堆堆芯的絕對安全是核電技術(shù)發(fā)展的關(guān)鍵問題,反應(yīng)堆的非能動安全技術(shù)也因此成為各國研究人員關(guān)注的熱點(diǎn)[3-6]。鈉冷快堆的非能動事故余熱排出系統(tǒng),利用堆芯鈉流的自然循環(huán),將反應(yīng)堆緊急停堆后堆芯產(chǎn)生的衰變余熱排出,防止堆芯組件超溫熔毀,保證了極端事故工況下堆芯的安全。

非能動事故余熱排出工況時(shí),鈉冷快堆堆芯鈉流在自然循環(huán)驅(qū)動下從柵板聯(lián)箱進(jìn)入堆芯組件,將堆芯組件燃料棒的衰變余熱帶出到熱鈉池,這個(gè)過程中通過堆芯組件鈉流的流量決定了鈉流對組件燃料棒的冷卻功率,而鈉流流量的大小則由鈉流自然循環(huán)時(shí)因溫度場形成的驅(qū)動力和鈉流受到的阻力相平衡確定。鈉冷快堆事故緊急停堆時(shí),鈉流流量減小為額定流量的1%～3%,此時(shí)堆芯組件對鈉流的摩擦阻力占鈉流自然循環(huán)所受總阻力的90%以上[7]。因此,研究確定堆芯組件在小流量低流速時(shí)的摩擦阻力特性對于鈉冷快堆非能動事故余熱排出系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化具有重要意義。

鈉冷快堆的堆芯組件一般設(shè)計(jì)為繞絲棒束結(jié)構(gòu)[8],由繞絲纏繞的燃料棒正三角排列成正六邊形的棒束,繞絲棒束裝入正六邊形的套管,形成堆芯組件。作為鈉冷快堆堆芯熱工水力設(shè)計(jì)的重要參數(shù)之一,很多學(xué)者對繞絲棒束組件的摩擦阻力進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,并給出了一系列的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式[9]。但現(xiàn)有的繞絲棒束組件摩擦阻力實(shí)驗(yàn)研究多是對組件在高流速時(shí)摩擦阻力的研究,測量了組件內(nèi)流體流動處于轉(zhuǎn)換區(qū)和湍流區(qū)的摩擦阻力系數(shù),而對組件在低流速時(shí)摩擦阻力的實(shí)驗(yàn)研究很少[9-15]。自1967年Rehme第1次測量繞絲棒束組件的摩擦阻力以來,各國研究人員對共計(jì)162個(gè)繞絲棒束組件的摩擦阻力進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測量,其中僅有35個(gè)組件的摩擦阻力實(shí)驗(yàn)測量了組件在層流區(qū)的摩擦阻力系數(shù),占被測量組件總數(shù)的21.6%[16]。同時(shí),上述35個(gè)測量了組件層流區(qū)摩擦阻力的實(shí)驗(yàn)研究,其研究重點(diǎn)也在高流速區(qū)域,每個(gè)實(shí)驗(yàn)層流區(qū)的工況點(diǎn)僅有幾個(gè),組件層流區(qū)摩擦阻力系數(shù)的總數(shù)據(jù)點(diǎn)個(gè)數(shù)在所有組件摩擦阻力系數(shù)數(shù)據(jù)點(diǎn)個(gè)數(shù)中的占比小于10%[17]。繞絲棒束組件低流速時(shí)摩擦阻力實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)太少的現(xiàn)狀,嚴(yán)重制約了現(xiàn)有繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式在低流速時(shí)的預(yù)測精度。因此,更多更詳細(xì)的繞絲棒束組件低流速時(shí)摩擦阻力實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),被認(rèn)為是進(jìn)一步提升繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算性能的關(guān)鍵[17-18]。

為了測量得到組件在低流速時(shí)的摩擦阻力特性,本文搭建有機(jī)玻璃材質(zhì)(PMMA)的37棒繞絲棒束組件摩擦阻力測量實(shí)驗(yàn)臺,以改進(jìn)液柱測壓方法,準(zhǔn)確測量組件在絕熱工況Re=200～1 100時(shí)的摩擦阻力系數(shù),并與現(xiàn)有繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式(這些公式計(jì)算的也是組件絕熱工況時(shí)的摩擦阻力系數(shù))的預(yù)測結(jié)果進(jìn)行對比。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)處理

1.1 摩擦阻力測量實(shí)驗(yàn)臺

繞絲棒束組件摩擦阻力測量實(shí)驗(yàn)臺如圖1所示,主要包括待測量的37棒繞絲棒束組件、穩(wěn)壓水箱、調(diào)節(jié)閥、熱電阻、測壓管面板和稱重計(jì)量容器等。在絕熱流動穩(wěn)定工況下,組件內(nèi)流體的流動滿足雷諾相似,因此使用去離子水作為測量介質(zhì),實(shí)驗(yàn)結(jié)果整理成雷諾數(shù)Re和摩擦阻力系數(shù)的形式,這樣,測量結(jié)果可以根據(jù)雷諾相似準(zhǔn)則很方便地應(yīng)用在鈉流流體,具體的推導(dǎo)證明過程請參考文獻(xiàn)[19]。待測量的37棒繞絲棒束組件使用有機(jī)玻璃材質(zhì)制造,圖1展示了組件的結(jié)構(gòu)示意及其幾何參數(shù)。范大軍[19]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果以及Raj等[20]和Chen等[21]的數(shù)值模擬結(jié)果都證實(shí)了繞絲棒束組件內(nèi)流體的流動具有以繞絲螺距H為周期的周期性,組件不同壁面測量得到的流體在整數(shù)倍H軸向距離的摩擦阻力壓降相同。因此,待測量組件設(shè)置了6個(gè)測壓截面,相鄰測壓截面軸向間隔H或7H,每個(gè)測壓截面在組件入口管所在壁面正對的壁面上布置1個(gè)取壓孔,即以組件繞絲的起點(diǎn)為起始點(diǎn),沿組件軸向方向,在組件0.25H、1.25H、2.25H、3.25H、4.25H、11.25H處設(shè)置取壓孔,共布置6個(gè)取壓孔。

圖1 繞絲棒束組件摩擦阻力測量實(shí)驗(yàn)臺結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of friction pressure drop measurement loop for wire-wrapped rod bundle assembly

測量組件低流速摩擦阻力時(shí),流過組件水流的體積流量很小,使用體積流量計(jì)測量水流的流量誤差較大。此外,組件內(nèi)流體低流速流動時(shí),流體受到的摩擦阻力壓降很小,大概只有百帕的量級,已經(jīng)屬于微壓測量范圍,使用壓差變送器測量如此小的摩擦阻力壓降,同樣會有很大的誤差。測量組件低流速摩擦阻力時(shí)對流量測量和壓差測量的高精度要求,可能是現(xiàn)有組件摩擦阻力實(shí)驗(yàn)研究在低流速時(shí)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較少、實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)不確定度較大的主要原因之一。本文為了提高流量測量的精度,未采用體積流量計(jì)測量,而是測量了流過組件水流的質(zhì)量流量,然后使用水流溫度對應(yīng)的水流密度換算得到體積流量;為了提高壓差測量的精度,將數(shù)字圖像技術(shù)引入液柱式壓力計(jì),使得液柱式壓力計(jì)0～300 Pa測量范圍的測量絕對誤差從25 Pa[22]減小到2 Pa以內(nèi)。同時(shí),實(shí)驗(yàn)使用穩(wěn)壓水箱代替水泵給繞絲棒束組件供水,極大減小了摩擦阻力測量時(shí)水流流動的不穩(wěn)定波動。

測壓管面板使用勻光板,面板表面固定有機(jī)玻璃管作為測壓管。引壓管為硅膠材質(zhì)軟管,一端連接待測量組件的取壓孔,一端連接測壓管。取壓孔處壓力通過引壓管傳導(dǎo)至測壓管,在測壓管內(nèi)形成液柱。為了更準(zhǔn)確地確定液柱之間的高度差,使用高分辨率相機(jī)對測壓管拍照,讀取液柱圖像中液面的像素坐標(biāo),通過像素長度和實(shí)際長度的比值進(jìn)行換算,確定液柱的高度和液柱液面投影的幾何形狀。0～300 Pa測壓范圍時(shí),使用液柱圖像定位液柱高度和液柱液面投影形狀的定位精度約為0.04 mm,相對于肉眼定位液柱高度時(shí)約1 mm的定位精度有大幅的提高。在測壓管面板左右側(cè)各固定1個(gè)測壓管Tu L和Tu R,兩個(gè)測壓管底部相連接使Tu L和Tu R測壓管內(nèi)的液柱是完全水平狀態(tài),以此來修正測壓管面板照片未完全水平、測壓管安裝未完全豎直等帶來的系統(tǒng)誤差。得到液柱液面投影的幾何形狀后,通過液柱液面的形狀計(jì)算液柱液面產(chǎn)生的表面張力,對液柱液面在空氣中的表面張力進(jìn)行修正,進(jìn)一步提高壓差測量的精度。使用靜態(tài)測量和等精度測量實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了本文使用的壓力測量方法和體積流量測量方法的誤差,測量結(jié)果顯示,在0～300 Pa壓力范圍內(nèi),壓差測量的相對誤差小于1.05%,在300～1 500 Pa壓力范圍內(nèi),壓差測量的相對誤差小于0.5%;在0～0.4 m3/s范圍內(nèi),體積流量測量的相對誤差小于0.2%,在0.4～2.0 m3/s范圍內(nèi),體積流量測量的相對誤差小于0.6%。

1.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

實(shí)驗(yàn)測量得到通過組件的體積流量qv(m3/s)和各測壓管液柱修正后的高度H1～H6(m),則各測壓管對應(yīng)的取壓孔之間的摩擦阻力壓降由式(1)計(jì)算:

Δpij=ρg(Hi-Hj)

(1)

式中:ρ為水流溫度對應(yīng)的水流密度,kg/m3;g為重力加速度,取9.8 m/s2;i、j為測壓管對應(yīng)取壓孔的標(biāo)號;Δpij為兩個(gè)取壓孔之間組件的摩擦阻力壓降,Pa。計(jì)算得到摩擦阻力壓降后,由式(2)計(jì)算對應(yīng)的摩擦阻力系數(shù):

(2)

式中:fij為兩個(gè)取壓孔之間組件的摩擦阻力系數(shù);l為兩個(gè)取壓孔之間的距離,m;De為組件的等效水力直徑,De=0.004 055 m;v為組件內(nèi)水流的流速,m/s,由式qv/s計(jì)算,s為組件內(nèi)的流通面積,s=0.001 189 m2。體積流量qv對應(yīng)的水流Re由下式計(jì)算:

Re=vDe/?

(3)

式中,?為水流溫度對應(yīng)的水的運(yùn)動黏度,m/s2。

實(shí)驗(yàn)時(shí),流過組件前后的水流溫度恒定,整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程中因穩(wěn)壓水箱供水泵和水流流動造成的水流溫度緩慢升高幅度在0.5 ℃以內(nèi),可以忽略溫度測量誤差、水流密度和運(yùn)動黏度的誤差。組件的幾何誤差也很小,同樣可以忽略。根據(jù)誤差傳播定律,測量得到的組件摩擦阻力系數(shù)和Re的標(biāo)準(zhǔn)差可以由式(4)、(5)計(jì)算[14]:

(4)

(5)

式中:σf為摩擦阻力系數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差;σRe為Re的標(biāo)準(zhǔn)差;σΔpij為摩擦阻力壓降的標(biāo)準(zhǔn)差,Pa;σqv為體積流量的標(biāo)準(zhǔn)差,m3/s。本文取2倍標(biāo)準(zhǔn)差作為測量結(jié)果的不確定度。

為了將實(shí)驗(yàn)測量得到的摩擦阻力系數(shù)和現(xiàn)有繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式的預(yù)測值作比較,本文選取了能計(jì)算組件在層流區(qū)和轉(zhuǎn)換區(qū)摩擦阻力系數(shù)的BDD公式、MBDD公式、KIR公式、CTS公式和UCTD公式,使用這些公式計(jì)算了待測量組件的摩擦阻力系數(shù)以進(jìn)行比較。上述公式的具體計(jì)算方法參見文獻(xiàn)[9]和[23]。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 入口段對棒束摩擦阻力的影響

流體進(jìn)入繞絲棒束組件后,需要流經(jīng)一定長度才能成為流動比較穩(wěn)定的充分發(fā)展流動狀態(tài),這部分棒束即流體進(jìn)入組件后的入口段。在組件的入口段,由于流體從入口管進(jìn)入繞絲棒束流道時(shí)流道面積和流動方向的急劇改變,對流體流動形成了劇烈的擾動,表現(xiàn)為流體在入口段流過1個(gè)繞絲螺距產(chǎn)生的摩擦阻力壓降與流體在充分發(fā)展段流過1個(gè)繞絲螺距產(chǎn)生的摩擦阻力壓降并不相同,即所謂的入口段效應(yīng)[15]。為了研究入口段對組件摩擦阻力的影響,分別測量了組件在0.25H～1.25H(10De～50De)、1.25H～2.25H(50De～90De)、2.25H～3.25H(90De～130De)位置的摩擦阻力系數(shù),并和組件在4.25H～11.25H(167De～441De,充分發(fā)展段)的摩擦阻力系數(shù)進(jìn)行了對比,測量結(jié)果如圖2所示。

圖2 繞絲棒束組件不同繞絲螺距位置的摩擦阻力系數(shù)Fig.2 Friction factors of wire-wrapped bundle assembly at different winding pitches of wire

從圖2可看到,在整個(gè)測量Re范圍內(nèi),組件2.25H～3.25H和4.25H～11.25H的摩擦阻力系數(shù)保持一致,但是0.25H～1.25H和1.25H～2.25H的摩擦阻力系數(shù)在不同Re范圍內(nèi)表現(xiàn)出了差異。在Re小于430時(shí),組件不同繞絲螺距的摩擦阻力系數(shù)基本一致,Re大于430后,0.25H～1.25H的摩擦阻力系數(shù)相較其他繞絲螺距開始偏大,當(dāng)Re進(jìn)一步增加,大于800后,1.25H～2.25H的摩擦阻力系數(shù)也開始偏大,而在Re大于1 300后,1.25H～2.25H的摩擦阻力系數(shù)和2.25H～3.25H的摩擦阻力系數(shù)有再度吻合的趨勢。圖2的測量結(jié)果表明,Re較小時(shí),流體的流速低,組件的入口段較短,小于10De,此時(shí)10De后的棒束均位于充分發(fā)展段,因此不同H的摩擦阻力系數(shù)基本保持一致。隨著Re的增加,流體的流速增加,組件的入口段長度逐漸增加,在Re大于430時(shí),入口段長度開始大于10De,此時(shí)0.25H～1.25H的棒束開始包含部分入口段,摩擦阻力系數(shù)相較處于充分發(fā)展段的棒束的摩擦阻力系數(shù)偏大。同理,在Re大于800時(shí),入口段長度開始大于50De,此時(shí)1.25H～2.25H的棒束也開始包含部分入口段,進(jìn)而摩擦阻力系數(shù)增加。在Re大于1 300時(shí),1.25H～2.25H和2.25H～3.25H的摩擦阻力系數(shù)出現(xiàn)再度吻合的趨勢,可能是因?yàn)榱黧w流動中湍流流動增加所致。隨著流體流速的增加,流體逐漸從層流開始向湍流過度,流體首先在繞絲棒束流道狹窄處最先產(chǎn)生湍流,流速進(jìn)一步增加時(shí),產(chǎn)生湍流流動的流體區(qū)域隨之增加,即產(chǎn)生湍流流動的區(qū)域在整個(gè)流動區(qū)域的占比不斷增加[24],而湍流流動需要的入口段長度相比層流流動縮短很多[25],因此隨著湍流流動區(qū)域占比的增加,減小了入口段長度。綜上所述,繞絲棒束組件在低流速時(shí),其入口段長度隨著流速的增加而增大,隨著流動開始向湍流轉(zhuǎn)變而減小。本文測量的37棒PMMA繞絲棒束組件的入口段長度小于90De。

2.2 棒束的摩擦阻力系數(shù)

圖3示出了水流流過位于充分發(fā)展段的4.25H～11.25H范圍棒束組件的摩擦阻力壓降,紅色誤差棒表示測量結(jié)果的不確定度。從圖3可看出,繞絲棒束的摩擦阻力在特別小流速時(shí)(v<0.103 m/s),隨著流速的增加線性增加,呈現(xiàn)出層流流動時(shí)摩擦阻力和流速關(guān)系的特性。隨著流速的增加,棒束的摩擦阻力和流速偏離線性關(guān)系,摩擦阻力開始隨著流速的1.29次方增加,表明組件內(nèi)流體內(nèi)部出現(xiàn)了湍流,流體開始從層流流動向湍流流動轉(zhuǎn)變。當(dāng)流速進(jìn)一步增加時(shí),流體流動中湍流流動的占比逐步變大,組件的摩擦阻力開始隨著流速的1.46次方增加。上述測量結(jié)果表明,繞絲棒束組件內(nèi)部流道幾何結(jié)構(gòu)雖然十分狹小復(fù)雜,但是在低流速時(shí),組件內(nèi)流體流動依然表現(xiàn)出和圓管等簡單幾何結(jié)構(gòu)內(nèi)部流體流動相一致的摩擦阻力特性。同時(shí),測量結(jié)果能捕捉到隨流速的增加,組件摩擦阻力壓降和流速關(guān)系中流速的指數(shù)不斷增大這一現(xiàn)象,表明測量結(jié)果具有足夠的精度。

圖3 繞絲棒束組件的摩擦阻力壓降Fig.3 Friction pressure drop of wire-wrapped bundle assembly

圖4 繞絲棒束組件的摩擦阻力系數(shù)Fig.4 Friction factor of wire-wrapped bundle assembly

將測量得到的摩擦阻力壓降整理成摩擦阻力系數(shù)和Re的關(guān)系,如圖4所示。Re<370時(shí),組件的摩擦阻力系數(shù)和Re呈反比關(guān)系,隨著Re的增加快速下降,組件內(nèi)流體為層流流動,組件的層流常數(shù)(即組件Re和摩擦阻力系數(shù)的乘積)為83。Re>370時(shí),組件的摩擦阻力系數(shù)開始偏離反比關(guān)系,隨著Re增加而下降的速度減緩,組件內(nèi)流體開始從層流向湍流轉(zhuǎn)變[16]。因此,組件從層流向湍流轉(zhuǎn)捩的臨界Relt約為370。圖中還標(biāo)注了使用現(xiàn)有繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式計(jì)算的Relt。BDD、MBDD、KIR 3個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式認(rèn)為組件的Relt與組件幾何結(jié)構(gòu)無關(guān),是值為400的常數(shù)。CTS和UCTD公式認(rèn)為組件的Relt是組件P/D的函數(shù),針對本文測量的組件,CTS公式計(jì)算的Relt=828,UCTD公式計(jì)算的Relt=560?，F(xiàn)有公式中,BDD、MBDD、KIR公式對本文測量的37棒組件的Relt計(jì)算較準(zhǔn)確,而UCTD公式和CTS公式高估了本文測量組件的Relt,CTS公式高估的更多。實(shí)際上,UCTD公式正是發(fā)現(xiàn)了CT公式(CTS公式是CT公式中的1個(gè))高估了組件的Relt,從而導(dǎo)致其計(jì)算組件從層流向湍流轉(zhuǎn)變時(shí)的摩擦阻力系數(shù)的性能不佳,因此對CT公式進(jìn)行了更新而得到。但從測量結(jié)果來看,雖然UCTD公式減小了Relt,但針對本文測量的組件,UCTD公式對Relt的計(jì)算還是存在一定幅度的高估。

2.3 實(shí)驗(yàn)值和經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值的比較

將測量得到的繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)和現(xiàn)有的繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算值進(jìn)行了對比,如圖5所示。在組件內(nèi)流體層流流動時(shí)(Re<370),5個(gè)用來對比的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到組件摩擦阻力系數(shù)都比測量得到的實(shí)驗(yàn)值偏高,其中BDD、MBDD、KIR公式偏高較多,UCTD和CTS公式偏高較少,偏高了約7%。在流體流動進(jìn)入層流向湍流的轉(zhuǎn)換區(qū)時(shí),UCTD公式的計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值吻合得很好,BDD、MBDD、KIR公式的計(jì)算值相對于實(shí)驗(yàn)值依然偏高,而CTS公式因?yàn)楦吖懒私M件的Relt,導(dǎo)致其在流體流動剛進(jìn)入轉(zhuǎn)換區(qū)時(shí)計(jì)算值偏低。比較UCTD公式和CTS公式計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值的一致程度,可發(fā)現(xiàn)UCTD在減小Relt后,對流體流動從層流進(jìn)入到轉(zhuǎn)換區(qū)時(shí)組件的摩擦阻力預(yù)測精度有了很大提高。同時(shí),雖然UCTD公式高估了組件的Relt,但由于其在層流區(qū)優(yōu)異的預(yù)測精度,使得其相較BDD、MBDD、KIR 3個(gè)公式(這3個(gè)公式對Relt預(yù)測更準(zhǔn)確),對組件在低流速時(shí)的摩擦阻力預(yù)測精度更高?，F(xiàn)有經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算值較實(shí)驗(yàn)值高,除了經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算誤差外,可能也受測量的繞絲棒束組件為PMMA材質(zhì)的影響,因?yàn)橄噍^于不銹鋼材質(zhì)的組件,PMMA材質(zhì)的表面粗糙度較小?？紤]這一因素,UCTD公式在計(jì)算真實(shí)繞絲棒束組件低流速摩擦阻力系數(shù)時(shí),誤差會更小。

圖5 繞絲棒束組件摩擦阻力系數(shù)實(shí)驗(yàn)值和經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值的對比Fig.5 Comparison between measured and computed friction factors of wire-wrapped bundle assembly

3 結(jié)論

本文準(zhǔn)確測量了PMMA材質(zhì)的37棒繞絲棒束組件在Re=200～1 100時(shí)的摩擦阻力系數(shù),并和現(xiàn)有繞絲棒束摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式的預(yù)測結(jié)果進(jìn)行了對比,主要結(jié)論如下。

1) 繞絲棒束組件在低流速時(shí),其入口段長度隨著流速的增加而增大,隨著流動開始向湍流轉(zhuǎn)變而減小。

2) 本文測量組件的Relt=370,現(xiàn)有經(jīng)驗(yàn)公式中,BDD、MBDD、KIR公式對Relt計(jì)算較準(zhǔn)確,而UCTD公式和CTS公式高估了該值。

3) 現(xiàn)有的經(jīng)驗(yàn)公式在計(jì)算組件低流速摩擦阻力系數(shù)時(shí),UCTD公式的計(jì)算值和本文測量組件的實(shí)驗(yàn)值最吻合。在流體層流流動時(shí),UCTD公式高估了約7%;在流體進(jìn)入層流向湍流的轉(zhuǎn)換區(qū)時(shí),UCTD公式的計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值基本一致。