銹層對過冷沸騰換熱影響的實驗及數值研究

曹知紅，李文浩，李彥良，張 喦，田 寧

(北京航天長征飛行器研究所，北京 100076)

0 引 言

沸騰換熱技術在石油、化工和核反應堆等行業工程設備中得到廣泛應用。近年來，由于航空航天領域地面風洞實驗設備的功率大幅提高，沸騰換熱技術也逐漸受到重視[1-2]。在加熱沸騰管道中，盡管液體的平均溫度還沒有達到飽和溫度，但當加熱表面溫度達到一定數值時，部分液體就會汽化，這種現象稱為過冷沸騰。研究機構對過冷沸騰換熱進行了大量研究工作。畢景良等[3]就液體過冷度對沸騰換熱中氣泡合并及傳熱的影響進行了實驗研究。潘良明等[4]可視化研究了熱流密度等因素對過冷沸騰換熱汽化核心密度的影響。劉中良[5]研究了強化流動沸騰換熱機理，提出了強化方法的有效性與換熱方式有關，即與換熱方式是對流機制還是核沸騰機制占主導地位有關，很有啟發意義。

高溫燃氣流超聲速風洞是用于高超聲速飛行器再入過程防熱方案地面實驗考核的主要設備之一。擴壓器在風洞中起壓力恢復的作用，由于直接受到燃氣沖刷，其表面熱流密度達到了兆瓦量級。傳統的冷卻方式不能滿足高熱流密度的要求，沸騰換熱由于其高換熱系數而得到關注[1]。剛建成的某燃氣流風洞總加熱功率達到200 MW以上，擴壓器采用了過冷沸騰換熱防護方式，由于風洞的建設周期較長，擴壓器碳鋼水冷夾套內壁已生銹，對防熱帶來了隱患。生銹對過冷沸騰換熱冷卻效果的影響是急需研究的課題。

銹層表面可看作是粗糙表面，針對粗糙表面，目前的研究多集中在表面狀態對沸騰換熱臨界熱流密度或換熱系數的影響[6-10]，即研究沸騰換熱機制占主導時不同表面狀態對臨界熱流密度或換熱系數的影響，如Jung等[9]研究了不同表面狀態下的管內流動換熱特性，研究表明三種不同加工表面對沸騰換熱、臨界熱流密度等有不同的影響。部分研究還關心不同表面狀態對沸騰起始點(Onset of nucleate boiling， ONB)的影響，研究表明較光滑管道而言，微米級粗糙表面使得沸騰起始點提前[11]，加熱表面方向也會影響沸騰起始點的位置[12]。目前還未查到毫米級粗糙表面對沸騰起始點影響的相關研究。不同于普通的粗糙表面，由于材質發生了變化，銹層對換熱效果的影響更加復雜。

由于沸騰現象的復雜性，現在還沒有建立一個統一的理論模型來解釋沸騰換熱的主要機理，經典的沸騰換熱理論只能給出定性分析，實驗和數值模擬是較為有效的研究手段。較沸騰換熱實驗研究[3-4,6-10]而言，相關數值模擬較少。陳志靜[13]對螺旋槽道沸騰換熱進行了數值模擬。何川等[14]對窄通道內過冷沸騰換熱氣泡生長進行了數值研究。

本文針對內壁生銹對過冷沸騰換熱冷卻效果的影響進行理論分析、實驗研究和仿真校驗。綜合分析后，提出了水冷夾套布置的建議。

1 理論分析

1.1 過冷沸騰換熱經典理論

圖1是水平加熱管道中過冷流動沸騰的溫度示意圖，圖中Ts是水的飽和溫度，Tw是液壁溫度，Tl是主流區水的溫度。圖1中，Ⅰ區域是單相液體對流區；Ⅱ區域是高過冷沸騰區；Ⅲ區域是低過冷沸騰區。過冷沸騰是單相液體對流向飽和泡態沸騰的過渡過程。

圖1 加熱通道內過冷流動沸騰區域溫度

在文獻[15]中列出了多個沸騰計算關系式，對于過冷沸騰換熱一般采用Jens-Lottes公式和Thom公式計算壁溫與飽和溫度之間的溫差，即過熱度：

Tw-Ts=25q0.25e-p/62

(1)

Tw-Ts=22.7q0.5e-p/87

(2)

式中：Tw是液壁溫度，溫度單位為℃；Ts為冷卻水在壓力P下的飽和溫度；Tw-Ts是過熱度；q是熱流密度，單位為MW/m2；p是壓力，單位為100 kPa。

1.2 影響過冷沸騰換熱的因素

可以從強化傳熱效果的角度分析影響過冷沸騰換熱的因素，具體途徑有三個：一是表面強化，在表面上形成許多內拓展凹坑，增加沸騰表面的汽化核心數目[16]；二是流動強化，通過改善流體的流動特征來強化流動沸騰換熱；三是改變工質流動參數，通過調節工質的壓力、過冷度(飽和溫度和主流溫度的差)、質量流量等方式來增強沸騰換熱[3]。

另外，強化方法的有效性與流動沸騰換熱的具體條件有著密切的關系[5]。這里，換熱的具體條件是指在流動沸騰換熱中，兩種換熱機制(對流機制和核沸騰機制)對換熱功效的相對大小。在某一流動和換熱條件下有效的強化方法，在另一條件下未必有效，甚至可能對換熱產生相反的作用。

1.3 銹層對沸騰換熱的影響

圖2是某風洞擴壓器水冷夾套的銹蝕情況，可以看出銹蝕的程度嚴重。

圖2 水冷夾套銹蝕情況

結合第1.2節中的內容分析生銹對過冷沸騰換熱冷卻效果的影響：一是銹層會增大燃氣壁與液壁之間的導熱熱阻；二是生銹表面會強化沸騰換熱。導熱熱阻的增大量和銹層厚度及其導熱系數相關，目前還沒有關于銹層導熱系數的實驗測量。銹層粗糙表面能強化沸騰換熱，粗糙表面的影響主要是增大臨界熱流密度和降低過熱度。這兩個方面對過冷沸騰換熱冷卻效果的影響截然相反。此外，銹層的存在也可能會影響兩種換熱機制對換熱功效的相對大小，從而影響熱防護效果。在多因素的影響下，銹層究竟會對過冷沸騰換熱的效果帶來何種影響，需通過實驗來探究。

2 實驗研究

2.1 實驗方案

實驗方案如圖3所示，將水冷模型置于噴管出口一定距離，通過調整模型角度保證所需的熱流密度。在壁面同一深度下布置多個溫度測點，通過比較所測溫度來評判熱防護效果。進行一組對比實驗，即在其他條件相同的情況下，對比水冷通道內壁生銹和不生銹時的冷卻效果。

圖3 試驗方案原理圖

由于實驗所需熱流密度較高，因此該實驗選在北京航天長征飛行器研究所燃氣流實驗臺上進行。燃燒室總壓1.5 MPa，總溫3300 K左右，噴管出口馬赫數2.4。流場校測見圖4，經測試，模型表面平均熱流密度1.84 MW/m2。

圖4 流場校測

2.2 實驗模型

實驗模型分為底板和蓋板兩部分。底板見圖5，底板上布置水冷通道，冷卻水從入口流進，經兩次折返流經三個通道后流出，水冷通道內流速為2 m/s，入口壓力為200 kPa左右。底板上有1,2,3,4四個小孔，用于穿熱電偶絲。另外，為排除底板對實驗的影響，對流道拋光后進行防銹處理。

蓋板見圖6。蓋板的正面(燃氣壁)受熱流考核，背面(液壁)有水冷。蓋板背面布置4個測溫點，其中測點A，B布置在冷卻水入口側流道，測點C，D布置在中間流道，冷卻水流經測點A，B之后經一次折返流經測點C，D，因此流經順序依次為A，B，C，D。蓋板上有兩道短劃痕和兩道長劃痕，用于熱電偶絲走線，劃痕位置和底板中的小孔位置相對應。在劃痕末端，液壁往下深0.5 mm處焊接熱電偶。待布置熱電偶完成后，用低導熱系數膠填充劃痕。這樣，測點的溫度可近似看作液壁下0.5 mm深度處的溫度。

圖6 生銹蓋板和不生銹蓋板

按上述工序加工兩塊完全一致的蓋板，將其中一塊放到潮濕環境中，同時放入一塊同等表面狀態的鋼板，便于后續觀察形貌。經90天銹蝕后，觀察鋼板表面微觀形貌，見圖7(a)，附著物呈氧化形貌，可見龜裂現象，局部區域可見針狀結晶物存在。圖7(b)是生銹層的金相圖，沿截面截取試樣制備金相試樣進行觀察，可見基體受到腐蝕，腐蝕層較為疏松，隨機取點對其厚度進行測量，平均為0.1 mm左右。

圖7 生銹表面微觀形貌

2.3 實驗結果

2.3.1不生銹蓋板沸騰換熱測試結果

首先進行了內壁面不生銹的情況下平板的考核，經過15 s后，幾個測點的溫度趨于平衡。4個測點中有3個測點的溫度較為相近，分別是測點A，B和C，測量溫度均在167 ℃附近，如圖8所示。測點D的溫度變化和冷卻水的出口溫度變化相近，經試后檢查確定為熱電偶焊接不牢所致。

圖8 內壁面不生銹情況下3個測點的溫度變化

根據式(1)或式(2)可計算液壁溫度與飽和溫度之差為28 ℃或30 ℃。由于冷卻水壓力約為200 kPa，此壓力下飽和溫度約為120 ℃，因此壁面理論溫度為148 ℃或150 ℃。根據傅立葉導熱定律計算，在1.84 MW/m2熱流密度及鋼材導熱系數為48 W/(m·K)條件下，測溫點(離壁面0.5 mm)和壁面之間的溫差為19.2 ℃。實驗測得溫度為167 ℃，因此可反推得到壁面實際溫度為147.8 ℃，和理論溫度非常接近，驗證了式(1)～(2)的準確性，同時也說明流道內確為過冷沸騰換熱，且點A及之后流道內核沸騰機制占主導。

2.3.2生銹蓋板沸騰換熱測試結果

圖9對比了內壁生銹和不生銹兩種情況下三個測點溫度變化。內壁生銹狀態下，趨于平衡狀態后，測點A，B，C的溫度分別是238 ℃，210 ℃，166 ℃，測點D溫度和測點C一致。該溫度比內壁面不生銹情況下平均升高了37 ℃。測點A溫升最大，達到了71 ℃，測點B升高了43 ℃，測點C的溫度未見升高。可見沿流道方向生銹和不生銹條件下測溫點的溫差遞次減小。

從圖9還可以看出兩個現象:一是生銹條件下測點溫度波動加劇，二是生銹情況下溫度平衡的時間加長。溫度波動加劇是因為生銹表面凹凸不平，沸騰換熱所需的活化中心增多，從而增強了沸騰換熱的擾動作用。溫度平衡時間加長是因為銹層增大了測溫點和液壁之間的導熱熱阻。

圖9 內壁生銹和不生銹兩種情況下三個測點的溫度變化

2.3.3誤差分析

實驗誤差包括三部分：一是測量儀器誤差，可由儀器精度得到；二是加熱方式造成溫度場改變引起的誤差，很小可忽略；三是兩相流不穩定性造成的儀表讀數誤差，采用傳感器采集，可忽略。

測量儀器誤差中最關鍵的是溫度測量誤差。本實驗中溫度測量采用T型熱電偶，Ⅰ級精度，絕對誤差為±1.5 ℃。

3 結果分析

實驗結果表明銹層帶來的溫升沿流道方向遞次減小。在入口段，由于銹層的導熱熱阻帶來的影響更大或對流換熱機制占主導，溫度升高明顯；流經一段距離后，銹層粗糙表面對沸騰換熱的強化效果逐漸加強，或核沸騰機制逐漸增強，溫差降低；最終，幾方面的影響趨于穩定，沒有明顯溫升。下面結合理論分析，具體分析各因素的影響。

3.1 導熱熱阻增加的影響

在熱流密度不變的情況下，壁面導熱熱阻增加顯然會增大測溫點的溫度，并且會延長達到熱平衡的時間，實驗結果也正是如此。

假設溫升都是由銹層導熱熱阻引起的，不考慮銹層對沸騰換熱的強化等其他作用。溫升為71 ℃，熱流密度為1.84 MW/m2，且已測得銹層平均厚度為0.1 mm，根據傅立葉導熱定律可計算得到銹層導熱系數為2.6 W/(m·K)，只有鋼材的5%，換言之，同等厚度下銹層的導熱熱阻是鋼材的20倍。若銹層的熱阻如此之大，測點C，D處應有較大的溫升,但實測點C,D處基本沒有溫升,可推測在點C,D處銹層表面強化產生了效果。

3.2 表面強化的影響

結果顯示在點C，D處，較未生銹結果溫度沒有升高，而且經試后取樣測量，C，D兩處周圍銹層厚度較A，B兩處并無差異，說明從某處開始銹層起到了表面強化的效果，并且足以抵消導熱熱阻增加所帶來的溫升，即表面強化和導熱熱阻增大帶來的溫度變化量相當。而表面強化產生的溫降效果只能降低液壁過熱度，不可能大于30 ℃，說明導熱熱阻帶來的溫升也不會超過30 ℃，因此入口段點A處超過70 ℃的溫升并不主要是由導熱熱阻增加所致。

3.3 強化機制的影響

通過前文的分析可知，導熱熱阻增加和表面強化作用帶來的溫度變化有限，無法解釋入口段溫度大幅升高的現象。由理論分析可知，只有在核沸騰機制占主導地位時，表面強化的方式才能起到正向作用。在文獻[17]中，作者研究了流量波動條件下過冷沸騰起始點及換熱特性，研究表明當流量波動幅度增大引起流態轉捩，從而使相同流量下對應的換熱系數增加時，沸騰起始點壁面溫度會升高。根據測量，銹層厚度達到毫米級，對流態可能會產生影響，進而產生和流量波動類似的結果。因此可推斷，由于銹層的存在，改變了入口段的流態，導致沸騰起始點推向下游。即在入口段，對流換熱是主要的傳熱方式，傳熱系數遠低于過冷沸騰換熱，造成了溫度的大幅升高。

綜上可推測，流態變化是導致入口段溫度大幅升高的決定性因素。在下一節中，將用數值模擬來校驗該推測。

4 仿真校驗

4.1 算法校驗

利用Fluent計算等表面熱流密度垂直管內介質受管壁加熱后的沸騰現象，將模擬結果和文獻[18]中實驗數據做對比，以驗證算法的準確性。計算模型如圖10所示，管道半徑7.7 mm，管道長度2.08 m，入口平均流速0.9 m/s，入口壓力4.5 MPa，沸騰溫度530 ℃，壁面熱流0.57 MW/m2。

圖10 計算模型

由于管道內包含兩相介質，設置連續相為水，分散相為水蒸汽，氣泡直徑由溫度決定，采用Non-equilibrium沸騰模型計算。由于是軸對稱模型，因此采用二維模型計算即可。入口采用速度邊界條件，出口采用壓力邊界條件，壁面采用熱流邊界條件。劃分結構網格，在壁面處加密，最小尺寸10-5m。

出口附近氣相分布如圖11所示，可見氣化率超過50%。壁面溫度分布和實驗測量結果對比如圖12所示，可見吻合良好。

圖11 垂直管出口附近氣相分布

圖12 壁溫分布和實驗測量值對比

由于上述模擬中熱流密度較低，管內流動只包含強迫對流換熱和過冷沸騰換熱兩個階段。增大熱流密度后可完整地模擬到液體強迫對流(Ⅰ)、過冷流動沸騰(Ⅱ)、飽和流動沸騰(Ⅲ)、蒸氣強迫對流(Ⅳ)四個階段。

增大熱流密度到3 MW/m2，其他參數保持一致，模擬得到壁面溫度和對流換熱系數如圖13所示，可見在強迫對流開始階段壁溫升高較快，迅速由冷卻水飽和溫度以下升高到飽和溫度以上；在過冷沸騰換熱階段，換熱系數開始大幅升高；飽和流動沸騰前半段換熱系數持續升高，后半段換熱系數快速降低，壁溫隨之快速升高；最后，所有液體蒸發，進入蒸氣對流階段，蒸氣對流換熱系數遠小于液體對流換熱系數。

圖13 壁面換熱系數和溫度分布

4.2 不同入口流態對沸騰起始點的影響

沿用第4.1節中第一個算例的參數，即取熱流密度為0.57 MW/m2、流速為0.9 m/s，計算在流量不變的情況下三種不同的入口流態對沸騰起始點的影響。三種流態分別是：1)勻速流，即指定入口流速；2)彎曲管道流，即取彎曲管道出口截面水流參數作為入口條件；3)更大彎曲度的管道流，即增大管道的彎曲程度。以上三種流態，流動的紊亂程度依次增加。可將換熱系數開始升高的位置近似地認為是沸騰起始點，對于定性分析，這樣的近似是足夠合理的。

計算結果如圖14所示，可見沸騰起始點隨入口流態紊亂程度增加而向后移動。可見由于熱流密度較小，管內流動只包含強迫對流換熱和過冷沸騰換熱兩個階段。

圖14 不同流態下沸騰起始點的位置(低熱流密度)

增大壁面熱流密度到3 MW/m2，其他參數保持不變，進一步計算上述三種入口流態對管內流動沸騰完整四個階段的影響。計算結果如圖15所示，可見沸騰起始點的位置隨流態劇烈程度增加而后移，管內液體完全汽化點也大幅后移。

圖15 不同流態下沸騰起始點的位置(高熱流密度)

可見，流態變化會影響沸騰起始點的位置，流動越劇烈沸騰起始點越向后移。不僅如此，流態變化對飽和流動沸騰(Ⅲ)、蒸氣強迫對流(Ⅳ)階段均有影響，且規律也是隨流動劇烈程度增大而向后移。

上述模擬結果驗證了第3節的推斷，銹層粗糙表面增大了入口段的紊流程度，強化了對流換熱機制，降低了邊界層內液體的溫度，從而抑制了核沸騰機制，對流換熱系數遠低于沸騰換熱系數，導致入口段溫度大幅升高。但隨著邊界層內液體溫度進一步增大，核沸騰機制逐漸占主導，粗糙多孔表面又起到表面強化的作用。

值得注意的是，兩種換熱機制主導地位的轉換是逐漸發生的，從點B的實驗測溫結果可以看出這一點。點B離點A很近，但溫升只有43 ℃，較點A明顯降低，說明沸騰換熱在逐漸加強。這樣的結果是合理的，因為壁溫已經很高，過熱度已經滿足汽化要求，邊界層內少許液體會汽化。隨著邊界層內液體溫度升高，汽化會增多。流動劇烈程度直接影響邊界層內液體溫度的升高速度，因此流動越劇烈，兩種換熱機制主導地位轉換所需的距離就越長。

5 結 論

本文首先從理論上分析了內壁生銹對過冷沸騰換熱冷卻效果影響的三個因素，然后進行了實驗研究和數值驗證。綜合分析，可以得到如下結論：

1) 從對比實驗的結果來看，銹層導致入口段液壁溫度大幅升高，溫升沿流道方向遞次減小。

2) 流經一段距離后，銹層表面強化作用足以抵消導熱熱阻增大帶來的溫升。

3) 銹層粗糙表面影響了入口段的流態，增大了入口段的紊流程度，抑制了核沸騰機制是導致入口段溫度大幅升高的決定性因素。

4) 通過數值計算可知，沸騰起始點隨流態劇烈程度增加而向下游移動。

綜上，在流動沸騰換熱中，兩種換熱機制同時發揮作用，在不同的位置兩種換熱機制發揮的功效不同，強化手段帶來的影響也不同。任何強化方法都能改變兩種換熱機制的相對貢獻，兩者之間的關系非常復雜，需要結合熱流環境、壁面狀況、流道位置具體分析，必要時需進行實驗探究。

上述結論對過冷沸騰換熱中易生銹或類似的粗糙多孔內壁流道的設計具有參考意義：一是要關注槽道入口段的表面狀態，特別是表面粗糙程度達到毫米級時應當特別注意；二是在槽道整體長度較短的情況下，應設計成多次折返的槽道，盡量降低入口段所占的比例；三是應控制入口段的流態，避免太過劇烈。