5.3. Prédiction des temps de détachement
( t~), décollage ( t~) , glissement ( t~~) et la
longueur de glissement ( Lsi) :
Pour les mêmes conditions d'entrées
précédentes, la prédiction de ces temps
ggr,al ~t lsi sont déduits par
remplacement des rayons Nd ~~ N/ calculés (Table 5.2) dans
l'équation de Zuber (éq 3.32) et la longueur de
glissement et calculée par la correlation de Maity (éq 3.49)
|
Temps
G
|
Temps de
Croissance tGR [s]
|
Temps de
Décollage tL [s]
|
Temps de
glissement tSL [s]
|
Longueur
de glissement
LSL[m]
|
|
100
|
0.27
|
0.84
|
0.57
|
0.122
|
|
200
|
0.27
|
0.68
|
0.41
|
0.124
|
|
300
|
0.26
|
0.56
|
0.30
|
0.125
|
|
400
|
0.25
|
0.45
|
0.20
|
0.138
|
|
500
|
0.25
|
0.38
|
0.13
|
0.149
|
|
600
|
0.24
|
0.35
|
0.11
|
0.173
|
|
800
|
0.23
|
0.31
|
0.08
|
0.197
|
|
1000
|
0.22
|
0.27
|
0.05
|
0.219
|
|
1200
|
0.21
|
0.23
|
0.02
|
0.244
|
|
1400
|
0.21
|
0.22
|
0.01
|
0.269
|
|
1500
|
0.20
|
0.21
|
0.01
|
0.295
|
Tableau5.3:temps de détachement,
glissement, décollage et la longueur de glissement en
fonction de
vitesse spécifique d'écoulement.
La figure (5.6) illustre qu'en augmentant la vitesse
d'écoulement, le processus de détachement-décollage
devient plus vite de faite que la bulle de vapeur ne dure pas longtemps sur
sont site d'où une augmentation de la fréquence de
nucléation.
Figure 5.6: Variation de temps de
détachement, glissement et décollage des bulles de vapeu
en
fonction de la vitesse spécifique de l'écoulement.
Figure 5-7 : Variation de la longueur de
glissement en fonction de la vitesse
spécifique
d'écoulement.
5.4. Prédiction de coefficient d'échange
thermique :
Les résultats obtenus ci-dessous sont calculées
pour les conditions d'entrées suivantes : P =0.13 Mpa, G = 1000
Kg/s.m2, Tin = 80 °K.
L'eau entre avec un sous refroidissement Tsub = 7',t -
7'in= 387.5 - 353 = 33.5 °K
D'après les conditions précédentes, le canal
comporte le régime d'ébullition local si le flux
imposé est supérieur à1'Pw0NB LI 111 131111
aM 2.
5.4.1. Prédiction des températures de paroi
et de fluide et le coefficient d'échange thermique le long du canal
:
a / - flux imposé faible : 'Pw 1L 111 1Kw ar2
1:
Pour les conditions précédentes (P =0.13 Mpa, G
= 1000 Kg/s.m2, Tin = 80 °K), le début du régime
d'ébullition locale aura lieu à la cote Zn= 2.012m .Donc le canal
de longueur L = 2m ne comporte pas le régime d'ébullition local
(voir table 5.1).Le transfert de chaleur sera donc par convection
forcée.
|
Transfert de chaleur par convection force
|
|
Cote du
canal [m]
|
Température
De la paroi
Tw [°K]
|
Température moyenne
De fluide
Tf [°K]
|
Coefficient
de transfert
chaleur h
|
|
0.00
|
361.2
|
353.0
|
HFC =
7306.935
[Kw/m2K]
|
|
0.10
|
361.4
|
353.3
|
|
0.20
|
361.5
|
353.5
|
|
0.30
|
361.7
|
353.7
|
|
0.40
|
361.9
|
353.9
|
|
0.50
|
362.1
|
354.1
|
|
0.60
|
362.3
|
354.3
|
|
0.70
|
362.5
|
354.5
|
|
0.80
|
362.7
|
354.7
|
|
0.90
|
362.9
|
354.9
|
|
1.00
|
363.1
|
355.1
|
HFC ?
7306.935
[Kw/m2K]
|
|
1.10
|
363.3
|
355.3
|
|
1.20
|
363.5
|
355.5
|
|
1.30
|
363.7
|
355.7
|
|
1.40
|
363.9
|
355.9
|
|
1.50
|
364.1
|
356.1
|
|
1.60
|
364.3
|
356.3
|
|
1.70
|
364.5
|
356.5
|
|
1.80
|
364.7
|
356.7
|
|
1.90
|
364.8
|
356.9
|
|
2.00
|
365.0
|
357.1
|
Table 5.4 : Prédiction des
températures de fluide et de la paroi chauffante avec
absence
d'ébullition dans le canal.
Figure 5.9 : Evolution des températures
de fluide et de la paroi chauffante en absence
d'ébullition dans le
canal.
b /- flux imposé : cP~ > 150 Kw/n2:
Le canal comporte le régime d'ébullition locale
(Voir figure 5.8)
Les résultats tabulés ci-après sont
calculées pour les conditions d'entrés suivantes :
P =0.143 Mpa, G = 1000 Kg/s.m2, Tin = 80 °K, ~w =
900 KW/fl2
L'eau entre avec un sous refroidissement Tsub = Tsat - T1~=
387.5 - 353 = 33.5 °K
|
Zone I : Transfert de chaleur monophasique
|
|
Cote du
canal [m]
|
Température
De la paroi
Tw [°K]
|
Température
De fluide
Tf [°K]
|
Coefficient
de transfert
chaleur
h[Kw/m2K]
|
Pourcentage des différents flux du
modèles de
Yeoh.
%
|
|
Öfc
|
Ö
|
Ötc
|
Ötc[s1
|
|
0.00
|
377
|
353
|
8334.976
|
100 %
|
0 %
|
0 %
|
0 %
|
|
0.10
|
383
|
354.4
|
8297.347
|
100 %
|
0 %
|
0 %
|
0 %
|
|
0.20
|
387
|
355.7
|
8314.309
|
100 %
|
0 %
|
0 %
|
0 %
|
|
0.30
|
391
|
357
|
8343.480
|
100 %
|
0 %
|
0 %
|
0 %
|
|
Znb =0.358
|
Zone II : Transfert de chaleur diphasique
|
|
0.40
|
389
|
358.3
|
8953.275
|
81.24%
|
11.57%
|
2.76%
|
4.43%
|
|
0.50
|
389
|
359.6
|
9004.960
|
80.78%
|
11.88%
|
2.80%
|
4.54%
|
|
0.60
|
390
|
360.9
|
9167.107
|
79.34%
|
12.42%
|
3.07%
|
5.17%
|
|
0.70
|
391
|
362.2
|
9337.288
|
77.88%
|
12.94%
|
3.37%
|
5.81%
|
|
0.80
|
391
|
363.5
|
9404.894
|
75.81%
|
13.80%
|
3.74%
|
6.65%
|
|
0.90
|
392
|
364.7
|
9589.964
|
74.30%
|
14.28%
|
4.06%
|
7.36%
|
|
1.00
|
392
|
366.0
|
9783.715
|
72.78%
|
14.74%
|
4.40%
|
8.09%
|
|
1.10
|
393
|
367.3
|
9986.303
|
72.09%
|
15.13%
|
4.48%
|
8.30%
|
|
1.20
|
393
|
368.6
|
10081.764
|
70.54%
|
15.57%
|
4.84%
|
9.05%
|
|
1.30
|
394
|
369.9
|
10301.892
|
68.99%
|
15.98%
|
5.20%
|
9.83%
|
|
1.40
|
394
|
371.2
|
10531.656
|
68.20%
|
16.41%
|
5.31%
|
10.08%
|
|
1.50
|
395
|
372.5
|
10653.359
|
67.43%
|
16.41%
|
5.31%
|
10.08%
|
|
1.60
|
395
|
373.7
|
10903.234
|
66.62%
|
16.80%
|
5.69%
|
10.88%
|
|
1.70
|
396
|
375.0
|
11045.859
|
65.77%
|
17.25%
|
5.81%
|
11.17%
|
|
1.80
|
396
|
376.3
|
11318.109
|
64.17%
|
17.63%
|
6.21%
|
11.99%
|
|
1.90
|
397
|
377.6
|
11601.804
|
62.59%
|
17.98%
|
6.60%
|
12.82%
|
|
2.00
|
397
|
378.9
|
11782.885
|
61.63%
|
18.46%
|
6.75%
|
13.16%
|
Table 5.5 : Prédiction des
températures de fluide et de la paroi chauffante avec existence
de
régime d'ébullition local dans le canal.
Figure 5.10 : Evolution des
températures de fluide et de la paroi chauffante avec existence
de
régime d'ébullition local dans le canal.
Le canal est alimenté en liquide très
sous-saturée à l'entrée (LTSUb = 31.1 °C) et
de
longueur suffisante afin de bien observer graphiquement (Voir
Figure 5.10) la transition de régime monophasique liquide au
régime d'ébullition local.
Pour les conditions d'entrée précédentes (G
= 1000 Kg/s.m2, LTSUb =31.1 °C) , le début
d'ébullition aura lieu à Z=0.358 m où la
température de paroi vaut 389.0 °K.
En examinant l'évolution de la température de
paroi le long du tube, la surchauffe de la paroi nécessaire pour initier
l'ébullition nucléée est de ÄTSAT 5°C, l'eau
quitte le canalavec un sous refroidissement de LTSUb 5.1 °C.
Figure 5.11 : Evolution du coefficient
d'échange (hyeoh) le long du canal pour une
vitesse
spécifique de 1000 Kg/S.m2.
A partir de 1nb , l'écart des
températures paroi-fluide diminue pour un flux de chaleur uniforme
(figure 5.10) ce qui explique l'accroissement coefficient d'échange
thermique dans la région d'ébullition locale (figure 5.11), ce
qui prouve l'importance de l'ébullition en transfert thermique.
| 
