沸騰表面對液氮臨界熱流密度的影響實驗

張世一 張曉忠 金 滔 湯 珂 黃云舟

1 引言

臨界熱流密度一直是沸騰研究領域中的熱點之一，早期的研究成果主要在臨界熱流密度公式方面［1-3］，例如 Zuber［1］半經驗公式:

其中:C 為常數，Hfg為氣化潛熱，ρl、ρv分別為液相、氣相密度，g為重力加速度，σ為表面張力。

而臨界熱流密度受諸多因素的影響，這使得經驗公式的使用范圍受到很大限制。沸騰表面狀況就是其中的一個重要影響因素，然而針對低溫液體該方面的研究目前還不夠完善。

沸騰表面的熱物性對低溫液體的大空間池沸騰傳熱系數有重要影響。對于液氮，不同金屬表面的傳熱系數相差可達10倍以上，對于液氦更是高達40倍以上，主要原因在于低溫下金屬熱物性與常溫下相差很大，很小的熱流密度變化就可能引起加熱表面溫度和其物性的很大變化［4］。Stephan和 Abdelsalam指出:當氣壓p=1×105Pa時，液氮/銅組合的池沸騰傳熱系數為液氮/不銹鋼組合的1.66倍［5］。

Grigoriev等［6］對液氮在銅、鋁和不銹鋼等材料表面沸騰狀況進行了研究，發現臨界熱流密度值隨值增大而升高。另外，臨界熱流密度隨沸騰表面直徑增大而降低，在直徑小于等于16 mm時有qc∝D-0.5，而在大于16 mm之后趨于常數。需要注意的是，沸騰表面上套裝了一個內徑與沸騰表面直徑相同的管子，與通常的池沸騰有所區別。

Westwater等［7］將5種不同材料、9種不同直徑的金屬厚平板浸入在液氮中，進行平板冷浸降溫的瞬態沸騰實驗研究，發現不同金屬之間的臨界熱流密度及其對應的過熱度存在一定關系:

其中:下標A、B為不同的兩種金屬，qc為臨界熱流密度，λ為熱導率，ρ為密度，cp為比定壓熱容，ΔTCHF為臨界熱流密度對應的過熱度。

另外，他們還發現存在某一決定平板直徑是否會對沸騰換熱產生顯著影響的臨界直徑，當平板直徑小于臨界直徑時，平板直徑對沸騰曲線的影響很大，當大于臨界直徑時，沸騰曲線則逐漸趨于某一漸近值。

綜上所述，針對低溫液體臨界熱流密度的研究中，關于沸騰表面材料的影響，僅對處于冷浸降溫階段的瞬態沸騰工況有較為清晰的結論，而對于當溫度和熱流趨于穩定的穩態沸騰工況的則研究較少，仍有待深入研究;至于來自表面直徑的影響，在池沸騰方面的研究也還不夠充分。而低溫液體的飽和溫度遠低于室溫，且其汽化潛熱小，由于漏熱、內熱源等原因很容易發生沸騰，因此有必要開展相關研究。

考慮到液氮的來源廣、無污染、成本較低，是常用且具代表性的一種低溫液體，采用液氮作為沸騰工質，設計搭建可視化液氮沸騰實驗臺，對臨界熱流密度進行穩態沸騰實驗研究，并分析沸騰表面材料和表面直徑對其影響。

2 實驗裝置

可視化液氮池內沸騰實驗裝置主要由可視液氮容器、高速圖像和數據采集系統以及沸騰工件裝置3部分組成，實物如圖1所示。其中，沸騰工件裝置位于真空液氮容器內部，具體結構如圖2所示，主要包括殼體、保溫層、加熱片、支架以及沸騰工件。工件材料選用低溫環境常用的紫銅(質量分數99.9%)、鋁合金(6063)和黃銅(H62)。每次實驗之前，采用5000#砂紙對沸騰表面進行打磨，確保表面光滑。采用銅-康銅熱電偶作為測溫元件，使用前用標定過的Pt100熱電阻對熱電偶進行標定。在沸騰表面以下5、10、15、20 mm處布置4個溫度測點，通過各測點的溫差來計算熱流密度以及表面溫度。實驗中及時補充液氮，以減小液位變化引起的壓力變化的影響。

圖1 可視化液氮池內沸騰實驗裝置實物圖Fig.1 Visual experiment apparatus for pool boiling in liquid nitrogen

3 實驗結果及分析

3.1 表面直徑的影響

沸騰表面直徑對臨界熱流密度的影響如圖3所示，圖中實心點為本實驗值，空心點為文獻數據，三角點均為紫銅材料，圖中3條直線分別代表Zuber［1］臨界熱流密度半經驗公式中系數根據文獻［1-3］分別取0.16、0.146、0.131 的結果。對于本實驗值，不同材料臨界熱流密度均隨沸騰表面直徑增大而降低，同時鋁合金材料的實驗結果顯示在直徑達到15 mm之后，臨界熱流密度已經基本不再隨表面直徑增大而變化，趨于穩定。而且本實驗紫銅材料實驗值銜接Ohira(直徑 25 mm)［8］、Warner(直徑38.1 mm)［9］、Beduz(直徑50 mm)［10］的實驗值，也同樣可以看出表面直徑增大到15 mm后臨界熱流密度逐漸趨于穩定。于是，可把15 mm作為表面直徑對臨界熱流密度產生影響的臨界值。Grigoriev［6］的實驗值(圖中空心朝上三角)也表現出了類似的變化特點，顯示出沸騰表面直徑增大到16 mm之后，臨界熱流密度也已經基本不再變化。另外，黃銅材料直徑小于等于15 mm時的實驗結果也表現出了與鋁合金、紫銅類似的特點，結合以上分析，推測其在達到15 mm之后也將趨于穩定。而本實驗的臨界直徑15 mm也與Grigoriev的16 mm非常接近，因此基本可以確定液氮沸騰的表面直徑臨界值在15—16 mm左右，表面直徑大于等于該值時臨界熱流密度基本恒定。

圖2 沸騰工件裝置結構圖與實物圖

圖3 表面直徑對臨界熱流密度的影響Fig.3 Influence of surface diameter on critical heat flux

Grigoriev［6］實驗時在沸騰表面上側套裝一個內徑與沸騰表面直徑相同的管子，以消除氣泡上升時外側液體涌入沸騰表面產生的影響。因而，可以看出Grigoriev的實驗值普遍低于本實驗以及Ohira、Warner、Beduz的實驗結果，而且表面直徑越小相差越大，說明沸騰表面直徑越小，外側液體涌入的強制對流對換熱結果的影響越大。

根據Grigoriev的結論在直徑小于等于16 mm時有qc∝D-0.5，為便于分析表面直徑對臨界熱流密度的影響，以15 mm直徑對應的熱流密度為基準，對實驗結果進行無量綱化處理，具體如下:

結果如圖4所示，以表面直徑為自變量，對3種材料的無量綱數據進行公式擬合，得到式(6)，誤差在±10%以內。

因而可以認為，對于液氮大空間池沸騰，在表面直徑小于臨界直徑的情況下，有qc∝D-1.04348的關系。

圖4 表面直徑對無量綱化的臨界熱流密度的影響Fig.4 Influence of surface diameter on normalized critical heat flux

3.2 表面材料的影響

表面材料的影響主要取決于材料的熱物性，目前通常以λρcp參數形式來研究表面材料對臨界熱流密度及其對應過熱度的影響［6-7］，也將紫銅、鋁合金、黃銅3種材料在液氮池沸騰中熱流密度和過熱度的實驗結果整理為相對于λρcp參數的關系，考慮到表面直徑小于15 mm時，直徑越小臨界熱流密度受邊緣影響和強制對流換熱影響越大，而直徑達到15 mm之后的數據則趨于穩定，因此這里選擇15 mm的數據進行分析，結果如圖5和圖6所示。

圖5 表面材料對臨界熱流密度的影響Fig.5 Influence of surface material on critical heat flux

圖6 表面材料對臨界熱流密度點對應過熱度的影響Fig.6 Influence of surface material on superheat at critical heat flux

在顯示熱流密度的圖5中，3種材料在15 mm直徑時的臨界熱流密度基本在一條直線上，而Westwater等人的研究結果(見式(2))則與本實驗數據相差較遠。考慮到Westwater等人的研究結果是基于冷浸降溫的瞬態沸騰實驗數據，而本實驗則是溫度和熱流穩定的穩態沸騰，因而推測是由于沸騰狀態的不同而導致了這種差異。對本實驗數據進行指數函數擬合后，得到式(7)，與實驗數據能夠很好吻合。

與圖5相似，在關于過熱度的圖6中，3種材料的數據也基本在一條直線上，而Westwater等人的研究結果(見式(3))同樣與本實驗數據相差較遠。對本實驗數據進行指數函數擬合后，得到式(8)，從圖中可以看出，該式與實驗數據也能很好地吻合。

4 結論

通過自行設計搭建的可視化液氮沸騰實驗裝置，對液氮沸騰時的臨界熱流密度狀況進行了穩態實驗研究，分析討論了表面直徑和表面材料對其的影響規律，得出如下結論:

(1)表面直徑存在臨界值，對于液氮沸騰該值在15—16 mm左右。在小于臨界直徑時，臨界熱流密度隨表面直徑減小而升高，受邊緣影響和強制對流換熱影響也隨之增強，具有式(6)的關系;達到臨界直徑之后臨界熱流密度值基本趨于穩定。

(2)沸騰表面材料方面，材料以熱物性組合參數λρcp的形式來實現對臨界熱流密度及其對應過熱度的影響，具有式(7)和(8)的關系。

1 Zuber N.On the stability of boiling heat transfer［J］.Trans ASME，1958，80(3):711-716.

2 Kutateladze SS.A hydrodynamic theory of changes in boiling process under free convection［J］.BTS，1951，4:529-536.

3 Chang Y P，Snyder N W.Heat transfer in saturated boiling［J］.Chemical Engineering Progress Symposium Series，1960，56(30):25-38.

4 Grigorev V A，Pavlov Y M，Ametistov E V.Correlation of experimental data on heat transfer with pool boiling of several cryogenics liquids［J］.Thermal Engineering，1973，20:81-89.

5 Stephan K，Abdelsalem M.Heat transfer correlations for natural convection boiling［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，1980，23(1):73-87.

6 Grigoriev V A，Klimenko V V，Pavlov Y M，et al.The influence of some heating surface properties on the critical heat flux in cryogenic liquids boiling Conference Proceedings［C］.Proceedings of Sixth International Heat Transfer，Toronto，1978:215-220.

7 Westwater J W，Hwalek J J，Irving M E.Suggested standard method for obtaining boiling curves by quenching［J］.Industrial and Chemical Fundamentals，1986，25(4):685-692.

8 Ohira K.Study of nucleate boiling heat transfer to slush hydrogen and slush nitrogen［J］.Heat Transfer-Asian Research，2002，32(11):13-28.

9 Warner D，Park E L，Affiliation J.Effect of heat transfer surface aging on heat flux in nucleate boiling liquid nitrogen［J］.Advances in Cryogenic Engineering，1975，20:300-303.

10 Wang P，Lewin PL，Swaffield D J，et al.Electric field effects on boiling heat transfer of liquid nitrogen［J］.Cryogenics，2009，49:379-38.