沸腾表面对液氮临界热流密度的影响实验

张世一 张晓忠 金 滔 汤 珂 黄云舟

1 引言

临界热流密度一直是沸腾研究领域中的热点之一，早期的研究成果主要在临界热流密度公式方面［1-3］，例如 Zuber［1］半经验公式:

其中:C 为常数，Hfg为气化潜热，ρl、ρv分别为液相、气相密度，g为重力加速度，σ为表面张力。

而临界热流密度受诸多因素的影响，这使得经验公式的使用范围受到很大限制。沸腾表面状况就是其中的一个重要影响因素，然而针对低温液体该方面的研究目前还不够完善。

沸腾表面的热物性对低温液体的大空间池沸腾传热系数有重要影响。对于液氮，不同金属表面的传热系数相差可达10倍以上，对于液氦更是高达40倍以上，主要原因在于低温下金属热物性与常温下相差很大，很小的热流密度变化就可能引起加热表面温度和其物性的很大变化［4］。Stephan和 Abdelsalam指出:当气压p=1×105Pa时，液氮/铜组合的池沸腾传热系数为液氮/不锈钢组合的1.66倍［5］。

Grigoriev等［6］对液氮在铜、铝和不锈钢等材料表面沸腾状况进行了研究，发现临界热流密度值随值增大而升高。另外，临界热流密度随沸腾表面直径增大而降低，在直径小于等于16 mm时有qc∝D-0.5，而在大于16 mm之后趋于常数。需要注意的是，沸腾表面上套装了一个内径与沸腾表面直径相同的管子，与通常的池沸腾有所区别。

Westwater等［7］将5种不同材料、9种不同直径的金属厚平板浸入在液氮中，进行平板冷浸降温的瞬态沸腾实验研究，发现不同金属之间的临界热流密度及其对应的过热度存在一定关系:

其中:下标A、B为不同的两种金属，qc为临界热流密度，λ为热导率，ρ为密度，cp为比定压热容，ΔTCHF为临界热流密度对应的过热度。

另外，他们还发现存在某一决定平板直径是否会对沸腾换热产生显著影响的临界直径，当平板直径小于临界直径时，平板直径对沸腾曲线的影响很大，当大于临界直径时，沸腾曲线则逐渐趋于某一渐近值。

综上所述，针对低温液体临界热流密度的研究中，关于沸腾表面材料的影响，仅对处于冷浸降温阶段的瞬态沸腾工况有较为清晰的结论，而对于当温度和热流趋于稳定的稳态沸腾工况的则研究较少，仍有待深入研究;至于来自表面直径的影响，在池沸腾方面的研究也还不够充分。而低温液体的饱和温度远低于室温，且其汽化潜热小，由于漏热、内热源等原因很容易发生沸腾，因此有必要开展相关研究。

考虑到液氮的来源广、无污染、成本较低，是常用且具代表性的一种低温液体，采用液氮作为沸腾工质，设计搭建可视化液氮沸腾实验台，对临界热流密度进行稳态沸腾实验研究，并分析沸腾表面材料和表面直径对其影响。

2 实验装置

可视化液氮池内沸腾实验装置主要由可视液氮容器、高速图像和数据采集系统以及沸腾工件装置3部分组成，实物如图1所示。其中，沸腾工件装置位于真空液氮容器内部，具体结构如图2所示，主要包括壳体、保温层、加热片、支架以及沸腾工件。工件材料选用低温环境常用的紫铜(质量分数99.9%)、铝合金(6063)和黄铜(H62)。每次实验之前，采用5000#砂纸对沸腾表面进行打磨，确保表面光滑。采用铜-康铜热电偶作为测温元件，使用前用标定过的Pt100热电阻对热电偶进行标定。在沸腾表面以下5、10、15、20 mm处布置4个温度测点，通过各测点的温差来计算热流密度以及表面温度。实验中及时补充液氮，以减小液位变化引起的压力变化的影响。

图1 可视化液氮池内沸腾实验装置实物图Fig.1 Visual experiment apparatus for pool boiling in liquid nitrogen

3 实验结果及分析

3.1 表面直径的影响

沸腾表面直径对临界热流密度的影响如图3所示，图中实心点为本实验值，空心点为文献数据，三角点均为紫铜材料，图中3条直线分别代表Zuber［1］临界热流密度半经验公式中系数根据文献［1-3］分别取0.16、0.146、0.131 的结果。对于本实验值，不同材料临界热流密度均随沸腾表面直径增大而降低，同时铝合金材料的实验结果显示在直径达到15 mm之后，临界热流密度已经基本不再随表面直径增大而变化，趋于稳定。而且本实验紫铜材料实验值衔接Ohira(直径 25 mm)［8］、Warner(直径38.1 mm)［9］、Beduz(直径50 mm)［10］的实验值，也同样可以看出表面直径增大到15 mm后临界热流密度逐渐趋于稳定。于是，可把15 mm作为表面直径对临界热流密度产生影响的临界值。Grigoriev［6］的实验值(图中空心朝上三角)也表现出了类似的变化特点，显示出沸腾表面直径增大到16 mm之后，临界热流密度也已经基本不再变化。另外，黄铜材料直径小于等于15 mm时的实验结果也表现出了与铝合金、紫铜类似的特点，结合以上分析，推测其在达到15 mm之后也将趋于稳定。而本实验的临界直径15 mm也与Grigoriev的16 mm非常接近，因此基本可以确定液氮沸腾的表面直径临界值在15—16 mm左右，表面直径大于等于该值时临界热流密度基本恒定。

图2 沸腾工件装置结构图与实物图

图3 表面直径对临界热流密度的影响Fig.3 Influence of surface diameter on critical heat flux

Grigoriev［6］实验时在沸腾表面上侧套装一个内径与沸腾表面直径相同的管子，以消除气泡上升时外侧液体涌入沸腾表面产生的影响。因而，可以看出Grigoriev的实验值普遍低于本实验以及Ohira、Warner、Beduz的实验结果，而且表面直径越小相差越大，说明沸腾表面直径越小，外侧液体涌入的强制对流对换热结果的影响越大。

根据Grigoriev的结论在直径小于等于16 mm时有qc∝D-0.5，为便于分析表面直径对临界热流密度的影响，以15 mm直径对应的热流密度为基准，对实验结果进行无量纲化处理，具体如下:

结果如图4所示，以表面直径为自变量，对3种材料的无量纲数据进行公式拟合，得到式(6)，误差在±10%以内。

因而可以认为，对于液氮大空间池沸腾，在表面直径小于临界直径的情况下，有qc∝D-1.04348的关系。

图4 表面直径对无量纲化的临界热流密度的影响Fig.4 Influence of surface diameter on normalized critical heat flux

3.2 表面材料的影响

表面材料的影响主要取决于材料的热物性，目前通常以λρcp参数形式来研究表面材料对临界热流密度及其对应过热度的影响［6-7］，也将紫铜、铝合金、黄铜3种材料在液氮池沸腾中热流密度和过热度的实验结果整理为相对于λρcp参数的关系，考虑到表面直径小于15 mm时，直径越小临界热流密度受边缘影响和强制对流换热影响越大，而直径达到15 mm之后的数据则趋于稳定，因此这里选择15 mm的数据进行分析，结果如图5和图6所示。

图5 表面材料对临界热流密度的影响Fig.5 Influence of surface material on critical heat flux

图6 表面材料对临界热流密度点对应过热度的影响Fig.6 Influence of surface material on superheat at critical heat flux

在显示热流密度的图5中，3种材料在15 mm直径时的临界热流密度基本在一条直线上，而Westwater等人的研究结果(见式(2))则与本实验数据相差较远。考虑到Westwater等人的研究结果是基于冷浸降温的瞬态沸腾实验数据，而本实验则是温度和热流稳定的稳态沸腾，因而推测是由于沸腾状态的不同而导致了这种差异。对本实验数据进行指数函数拟合后，得到式(7)，与实验数据能够很好吻合。

与图5相似，在关于过热度的图6中，3种材料的数据也基本在一条直线上，而Westwater等人的研究结果(见式(3))同样与本实验数据相差较远。对本实验数据进行指数函数拟合后，得到式(8)，从图中可以看出，该式与实验数据也能很好地吻合。

4 结论

通过自行设计搭建的可视化液氮沸腾实验装置，对液氮沸腾时的临界热流密度状况进行了稳态实验研究，分析讨论了表面直径和表面材料对其的影响规律，得出如下结论:

(1)表面直径存在临界值，对于液氮沸腾该值在15—16 mm左右。在小于临界直径时，临界热流密度随表面直径减小而升高，受边缘影响和强制对流换热影响也随之增强，具有式(6)的关系;达到临界直径之后临界热流密度值基本趋于稳定。

(2)沸腾表面材料方面，材料以热物性组合参数λρcp的形式来实现对临界热流密度及其对应过热度的影响，具有式(7)和(8)的关系。

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.