淬火初溫影響疏水表面沸騰傳熱特性的實驗研究

李文祥，王鈞禾，郝怡靜，周樂平，2

（1 華北電力大學能源動力與機械工程學院，北京 102206；2華北電力大學能源動力與機械工程學院暨電站能量傳遞轉化與系統教育部重點實驗室，北京 102206）

引 言

淬火過程常見于材料化工、煉鋼、核電站等工業領域。淬火沸騰是指將高溫固體放入低溫液體中，使其快速冷卻至液溫的沸騰過程[1]。實驗工件的表面潤濕性在淬火沸騰過程中可顯著影響氣泡動力學和沸騰傳熱，在工業實踐中也對輕水反應堆的熱極限和燃料包層材料熱性質有重要影響[2]。淬火初溫是指淬火處理工件冷卻時的初始溫度，對材料加工、金屬成型、鋼鐵冶金和核反應堆的安全管理起到重要作用。Long 等[3]指出淬火初溫900～1200℃時，沖擊韌性和斷裂韌性隨淬火溫度升高而分別增加32.4%和27.8%。Ma 等[4]發現隨淬火溫度升高，Zr/Ti 層壓金屬復合材料的抗壓強度增加。Jahedi 等[5]發現相較于Leidenfrost 溫度，初溫更高時沖擊射流淬火膜態沸騰和過渡沸騰的冷卻速率較低。Woodfield 等[6]發現在相同射流速度和過冷條件下，射流沖擊淬火過程沸騰區域寬度在初溫較高情況下往往更大。Mozumder 等[7]發現初溫和射流沖擊淬火最大熱通量間存在弱相關性，初溫顯著影響到達最大熱通量的時間。Hwang 等[8]在垂直管內淬火實驗中發現隨管壁初溫升高，到達淬火溫度的時間延長。Lee 等[9]發現隨初始管壁溫度增加，再潤濕時間增加。Chung 等[10]認為淬火初溫對淬火工業是一個重要參數。目前，金屬棒淬火等所代表的瞬態池沸騰過程還鮮有深入討論，尤其是初始淬火溫度對具有不同潤濕性的表面上淬火池沸騰傳熱影響的相關機理研究還很缺乏。

關于表面改性強化池沸騰傳熱的研究目前大致可分為兩類：使用物理化學方法改變表面的微納米結構[11-14]和利用納米流體等進行被動的表面改性[15-18]。眾多研究證明納米流體對淬火沸騰傳熱特性的影響是通過沸騰過程中納米顆粒沉積在表面上引起表面特性的變化體現的[19-22]。表面潤濕性等對沸騰傳熱特性具有重要影響[23-26]。通常認為，親水性有助于沸騰表面干涸區域再潤濕過程，提高CHF 值，有利于膜態沸騰固液接觸并提高Leidenfrost 點（LFP）。Li 等[27]發現超親水性和過冷度能強化沸騰傳熱和提高淬火冷卻速率。Hendricks 等[28]發現CHF 隨納米結構表面潤濕性增強而增加。Bourdon 等[29]發現沸騰起始溫度在疏水性表面明顯提前，傳熱系數相對于親水性表面也明顯提高。Fan 等[30]發現納米結構表面的疏水性增強可使瞬態池沸騰穩定氣膜保留，同時淬火冷卻速度隨接觸角增加而減慢；而超親水表面的再濕潤作用促進了蒸汽膜坍塌，從而強化膜態沸騰傳熱和提高CHF。Betz 等[31]發現親水性表面上的疏水性斑點可分別將CHF 和傳熱系數提高65%和100%?？梢姖櫇裥詫Ψ序v傳熱影響的研究多集中在親水性或親疏水性表面間對比上，而淬火沸騰研究主要集中在膜態沸騰和過渡沸騰階段，疏水性影響淬火沸騰傳熱的機理還鮮見研究。同時使用疏水性表面有利于探究淬火初溫是否存在增強傳熱性能的作用。本文采用沸騰過程納米顆粒沉積制備疏水性表面，通過淬火沸騰實驗獲得淬火曲線和沸騰曲線，闡明CHF、MHF、THF以及淬火溫度和時間在不同淬火初溫下隨疏水性的變化規律，獲得不同淬火初溫和疏水性下的淬火沸騰傳熱系數。

1 實驗方法

本文采用超純水稀釋麥克林60%（質量）的聚四氟乙烯（PTFE）濃縮分散液，然后超聲振蕩30 min使平均直徑為200 nm 左右的PTFE 納米顆粒均勻分散于水中，形成體積分數分別為0.001%、0.01%、0.1%、0.3%的PTFE 納米流體。以同一批四個拋光銅柱在這四種濃度的納米流體中反復淬火的方式制備了四個不同疏水性的表面（記為B～E），并以拋光銅柱（記為A）作為對比基礎。使用光學輪廓儀獲得五個表面（A～E）的平均方差粗糙度（Ra）分別為0.438、0.568、0.837、1.459、21.437 μm。使用固定滴法接觸角測量儀獲得超純水在五個表面上的表觀靜態接觸角分別為91°、109°、131°、144°、162°。使用掃描電鏡表征五個表面，由圖1 可見納米流體濃度增加可使制備的表面粗糙度增大，接觸角也隨粗糙度的增加而增加，表面E 的超疏水性使水滴不能靜立在表面上。最后以這五個表面在超純水中淬火沸騰的方式進行本文的實驗。

淬火裝置由黃銅柱工件和沸騰池、輻射加熱爐、平板加熱器、步進電機和滑軌等組件，以及高速攝像機和數據采集儀組成，如圖2 所示。淬火工件為?10 mm×50 mm 的黃銅圓柱體。將銅柱、支撐桿和連接管組成的實驗組件通過夾具固定在滑軌上。在輻射加熱爐腔內加熱到設定溫度后的實驗工件由步進電機和滑軌共同控制進入沸騰池淬火，石英沸騰池尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，放置在平板加熱器上加熱至所需溫度，沸騰池體積與實驗工件尺寸相比足夠大。實驗過程中，通過數據采集儀（Agilent 34972A）用合適的頻率記錄熱電偶的溫度變化及沸騰池內液體溫度情況，通過高速攝像機（Phantom VEO710L）拍攝淬火過程以記錄銅柱表面氣膜的演變過程。實驗時綜合考慮沸騰要有完整的膜態沸騰階段和改性面不宜高溫的情況。取銅柱的淬火初溫最高為420℃；為保留膜態沸騰階段，取最低初溫為310℃；最后取兩者之間的380℃以探討不同淬火初溫對疏水性面淬火沸騰的影響。

由于熱電偶測量的是淬火過程銅柱中心的溫度變化，沒有直接測量銅柱的壁溫，所以采用集總參數法判斷銅柱中心溫度能否代表表面溫度。經過計算，膜態沸騰階段Biot 數（Bi）小于0.1，可采用集總參數法。對于高熱流的核態沸騰和過渡沸騰階段，Bi＞0.1，集總參數法并不適用，計算出的熱通量不能代表實際值。采用K 型熱電偶，不確定度為±0.5℃。根據幾何誤差和溫度測量的誤差傳播理論[32]，估計表面平均熱通量計算值的不確定度小于5%；而在膜態沸騰以外的階段CHF 的誤差是相對最大的，經計算得知，CHF 的相對誤差為1.83%。但本工作主要關注不同淬火初溫對各疏水性表面淬火沸騰傳熱特性影響的相對變化情況，關注各表面數據之間的對比，并不追求具體的十分精確的熱通量數值和建立更準確的沸騰曲線，同時最大誤差也在接受范圍內，所以集總參數法仍用于整個沸騰階段。圖3 示出了淬火沸騰的重復性實驗結果，CHF、LFP 和MHF 的相對標準偏差分別為1.53%、0.27%和0.83%，驗證了實驗具有很好的可重復性。

圖3 拋光銅柱在純水中的重復淬火實驗Fig.3 Reproducibility experiments of quenching on polished copper columns in pure water

2 結果與討論

2.1 淬火曲線

圖4示出了五個表面上在不同淬火初溫條件下的淬火曲線?？梢?，淬火曲線均隨接觸角增大而逐漸向右偏移。超疏水性表面E上的淬火時間遠大于其他表面。310℃初溫下，表面E 上的淬火時間接近于表面A 的四倍。在不同淬火初溫下，隨著疏水性的增加，淬火曲線逐漸偏離典型的淬火曲線，總體上其膜態沸騰階段區間增加，過渡和核態沸騰階段被壓縮。拋光表面A的淬火曲線與典型的淬火曲線基本一致，依次有膜態沸騰、過渡沸騰、核態沸騰和自然對流階段。表面E的淬火曲線與典型的淬火曲線形態差別最大，整個沸騰過程只有膜態沸騰階段，使CHF和MHF在沸騰曲線中消失。對應的淬火曲線表現為溫度隨時間速率單調變化，曲線上無CHF 和MHF 對應的典型拐點。這表明，由于Cassie狀態[33]的存在，超疏水表面即使在極低過熱度下仍存在膜態沸騰。

圖4 不同淬火初溫下的淬火曲線Fig.4 Quenching curves at different initial quenching temperatures

2.2 沸騰曲線

圖5 示出了不同淬火初溫下的沸騰曲線?？梢?，總體上五個表面的沸騰曲線均隨接觸角增大而逐漸向下偏移，沸騰曲線的CHF 隨接觸角增加而逐漸減小，直至表面E的CHF點和MHF點在曲線上消失，這一趨勢在文獻[34]中得到了預測。同時，核態沸騰階段的曲線斜率，也大致隨接觸角增加而減小。表明隨著疏水性的增強，銅柱表面的沸騰傳熱性能惡化。在三種淬火初溫下，過渡沸騰階段均可分為兩個具有不同斜率的亞區，且曲線數隨淬火初溫提高而增多，說明淬火初溫提高使過渡沸騰階段分亞區情況更加明顯。過渡沸騰階段存在兩個亞態的觀點由Witte 等[35]提出，Hu 等[36]也報道了同樣的現象。相同疏水性表面上的沸騰曲線，隨淬火初溫升高呈現向右上偏移的趨勢。分析表明，淬火初溫的升高可強化淬火沸騰傳熱性能。但CHF 值均隨疏水性增加而減小，只是減小的幅度不同，淬火時間也隨疏水性增加而增加。

圖5 不同淬火初溫下的沸騰曲線Fig.5 Boiling curves at different initial quenching temperatures

圖6 示出了不同淬火初溫下沸騰曲線的MHF、CHF和THF。表面E的超疏水性使其淬火曲線沒有拐點，對應的CHF 和MHF 消失，銅柱表面一直存在完整氣膜。在不同淬火初溫下，CHF 隨疏水性增加而呈下降趨勢。在淬火初溫310℃下，接觸角從91°增加到109°時，CHF 從302 kW/m2減小到126 kW/m2。隨著淬火初溫升高，各表面CHF 減小的幅度減小，如淬火初溫420℃下，接觸角91°時CHF 為319.2 kW/m2，而接觸角144 °時CHF 為172.9 kW/m2。除超疏水表面E 的MHF 接近0 kW/m2外，MHF 隨疏水性的增加在不同淬火初溫下呈現出不同的趨勢。淬火初溫310℃下，隨著疏水性的增加，到達LFP 的壁面過熱度（ΔTsat）逐漸降低，同時對應的MHF 也逐漸減小，如當接觸角從91°增加到144°時，MHF 減小了44%，當接觸角從91°增加到162°時，MHF 從36.5 kW/m2減小為0 kW/m2。淬火初溫380℃下，隨疏水性增加，各表面MHF 減小幅度不大。淬火初溫420℃下，MHF 隨疏水性增加無明顯減小，甚至個別點有少許增加趨勢。據實驗分析得知，高的淬火初溫使疏水性在實驗中衰退更加明顯，使疏水性表面各特征點的熱通量變化趨勢隨著淬火初溫的增加而變得不再明顯。CHF-MHF 值反映了潤濕性的作用，也表示過渡沸騰階段最大和最小熱通量之間的區間長度。除超疏水表面E 外，CHF-MHF 與CHF值大致呈平行狀態，其隨疏水性變化的趨勢類似于CHF。

圖6 不同淬火初溫下的MHF、CHF和THFFig.6 MHF, CHF and THF at different initial quenching temperatures

淬火初始溫度對過渡沸騰的影響可以由CTP的熱通量、溫度和到達時間來說明分亞區情況。在沸騰曲線（圖5）中可觀察到，隨著初溫的升高，明顯的分區現象由兩個表面增加到四個表面，即更高的淬火初溫導致表面在更高的疏水性下顯示出明顯的分區現象。CHF-THF 在三個淬火初溫下隨疏水性增強都呈減小的趨勢，表明疏水性的增強使CHF點和CTP 的熱通量值更接近。在310 和380℃的初溫下，THF 和THF-MHF 隨著疏水性的增加而減小，當初溫增加到420℃時，隨著疏水性增加，THF 和THF-MHF不再是減小的趨勢。同時由圖可知，THF的緩慢變化和CHF 的大幅減小使CHF-THF 隨疏水性的減小趨勢類似于CHF，同理THF 和THF-MHF也是如此。

圖7 示出了不同淬火初溫下沸騰曲線MHF，CHF 和THF對應的溫度，即LFP、TCHF和CTP?？梢?，隨疏水性增強，LFP 和TCHF的變化趨勢大致相同。但在不同淬火初溫下，LFP 和TCHF隨疏水性增強呈現出不同變化趨勢。例如，淬火初溫310℃下，隨著疏水性的增加，LFP 逐漸減小，對應的MHF 也隨之減??；TCHF總體上也隨疏水性增強而減少，減小幅度小于LFP，當接觸角從109°增加到144°時TCHF僅減小了36%。隨淬火初溫提高，LFP 和TCHF隨疏水性減少的趨勢變得不再明顯，淬火初溫的提高削弱了疏水性對LFP 和TCHF的影響。LFP-TCHF表示MHF 和CHF 間溫度差，也表示兩者間過渡沸騰溫度區間的長度?？梢?，LFP-TCHF隨疏水性增強無明顯變化趨勢，因為過渡沸騰相對于其他階段氣泡劇烈擾動導致該溫度區間長度隨疏水性變化的不確定性有所增加。

圖7 不同淬火初溫下的LFP、TCHF和CTPFig.7 LFP, TCHF and CTP at different initial quenching temperatures

在310 和380℃的初溫下，有分區的表面的CTP 隨著疏水性增加而減小，表明疏水性的增強使CTP 在較低的溫度下發生。LFP-CTP 隨著疏水性增強而增大，同時CTP-TCHF隨疏水性增強而減小，表明疏水性增強使過渡膜態沸騰亞區的溫度區間增加。CTP-TCHF對應的整個過渡沸騰區間也是增加的，說明過渡膜態沸騰亞區占過渡沸騰階段的比例也增加了。由圖5 和圖7 可知，310℃初溫下這種變化最明顯，380℃時，變化趨勢變緩，隨著淬火初始溫度增加到420℃，上述變化趨勢變得不再明顯。這是高的淬火初溫使表面疏水性衰退更為明顯導致的。實驗后測得各表面接觸角都有所減小，而實驗結果表明高初始溫度下接觸角減小更明顯。

圖8 示出了不同淬火初溫下沸騰曲線MHF、CHF 和THF 對應的時間tMHF、tCHF、tTHF，以及整體的淬火時間?？梢?，不同淬火初溫下淬火時間均隨疏水性增強而增加。淬火初溫310℃下，淬火時間隨疏水性近似線性增加。淬火初溫380℃時，表面A淬火時間由35 s 增加到48 s，表面E 淬火時間由95.5 s 增加到128.5 s，但淬火時間隨疏水性增強不呈線性增加關系。淬火初溫420℃時，表面D淬火時間相對于低淬火初溫有所下降，表面E淬火時間和380℃初溫下的基本一致，這與表面粗糙度、疏水性及氣膜破裂和擾動過程的關系有關，有待深入分析。由此可知，隨著淬火初始溫度的升高，淬火時間隨疏水性增加而增加有所減緩，高疏水性表面的淬火時間隨淬火初溫升高甚至有減小趨勢。這說明，淬火初溫的升高相對加速了淬火冷卻的進程。tCHF-tMHF表示兩個臨界熱通量點間時間差，也代表過渡沸騰持續時間；在淬火初溫310℃下其值隨疏水性增強先略有增加后有所下降，而在淬火初溫380和420℃下其值隨疏水性增強而略有增加，這有待進一步更詳細的實驗進行證明。

圖8 不同淬火初溫下的tMHF、tCHF、tTHF和淬火時間Fig.8 tMHF, tCHF, tTHF and quenching time at different initial quenching temperatures

由圖8還可見，在三種淬火初溫下，CHF 均緊隨CTP 發生，時間間隔很小，tCHF-tTHF很小都只有1 s 左右。這也使tCHF-tMHF和tTHF-tMHF的差值很小，對應曲線幾乎成平行狀態。在310 和380℃的初溫下，tTHF隨著疏水性的增加而增加，表明疏水性的增強使CTP 延遲發生。tTHF-tMHF隨著疏水性增強而增加，表明過渡膜態沸騰的持續時間也增加，tCHF-tMHF也隨疏水性增加而增加，而tCHF-tTHF變化很小，說明過渡膜態沸騰持續時間占整個過渡沸騰的時間比例也增加。當初始溫度增加到420℃時，上述的變化趨勢也變得不再明顯。

2.3 傳熱性能

銅柱表面平均傳熱系數定義為h=q"/ΔTsat。圖9示出了不同淬火初溫下表面傳熱系數隨壁面過熱度的變化情況。除膜態沸騰階段部分數值點重合和淬火初溫420℃下表面D 外，其他階段傳熱系數均隨疏水性增強而逐漸減小，峰值逐漸向下偏移，直至超疏水表面E 的峰值消失，傳熱系數隨過熱度變得單調。在剛進入膜態沸騰階段時傳熱系數均緩慢增加且差異不大，從LFP 開始傳熱系數突增且隨壁面過熱度變化趨勢類似于沸騰曲線。隨淬火初溫提高，傳熱系數隨壁面過熱度的變化趨勢也有所差異。由于淬火初溫提高使疏水性作用有所削弱，傳熱系數在較高過熱度下開始升高，升高幅度也隨淬火初溫提高而增加，這在表面D 上表現較明顯。

圖9 不同淬火初溫下的傳熱系數Fig.9 Heat transfer coefficients at different initial quenching temperatures

圖10 示出了不同淬火初溫下不同疏水性表面CHF、MHF 處的傳熱系數（hCHF、hMHF）和最大傳熱系數（hmax）。分析可知，傳熱系數最大值在DNB 附近，這是由于接近CHF 時疏水性銅柱表面仍被較大氣泡包圍所致?？傮w上，在相同淬火初溫下，hCHF和hmax隨疏水性增強而下降。淬火初溫提高，對于同一疏水表面的hCHF和hmax沒有明顯影響。hMHF在淬火初溫310℃下隨疏水性增強而增加，在淬火初溫380℃下只有表面D 相對于表面C 增加較多，在淬火初溫420℃下隨疏水性增強無明顯變化趨勢。由以上不同淬火初溫下的實驗數據分析可見，類似于淬火初溫對沸騰曲線的影響，即高的淬火初溫在實驗后使表面疏水性衰退更明顯，疏水性對hMHF的影響程度隨淬火初溫提高而被削弱。hMHF受此影響在高淬火初溫下隨著疏水性增加而增加的趨勢變得不再明顯。淬火初溫310℃下，hMHF隨疏水性增強而增加，是因為疏水性的增加使LFP在較低的過熱度和熱通量下發生，此時氣膜較薄、熱阻較低，同時導致固液接觸的機會更加頻繁所致。

圖10 不同淬火初溫下的hCHF、hMHF和hmaxFig.10 hCHF, hMHF and hmax at different initial quenching temperatures

3 結 論

本文研究了不同淬火初溫下疏水性對淬火沸騰傳熱特性的影響規律。疏水性增強使淬火曲線右移，沸騰曲線向左下偏移。淬火初溫提高，沸騰曲線偏移的趨勢降低。曲線中的CHF、CTP、LFP 都受到相應變化的影響。這是高淬火初溫使實驗后的疏水性衰退更明顯導致的。說明疏水性增強總體惡化了淬火沸騰傳熱，而淬火初溫升高則相對強化了沸騰傳熱。淬火初溫的提高還使過渡沸騰階段分亞區更加明顯，分亞區的表面隨之增加；傳熱系數表現出類似于沸騰曲線受淬火初溫影響的變化趨勢，并且發現傳熱系數最大值并沒有發生在CHF 處，而是在DNB 附近。本文探討的淬火初始溫度對疏水性表面的作用規律對工程應用有一定指導意義。進一步還可以通過實驗或數值模擬的方式探討其中深層次的機理分析，也可以探討淬火初溫對親水面或親疏水面的作用規律。

符 號 說 明

Bi——Biot數

CHF——臨界熱通量，kW/m2

CTP——臨界過渡點，℃

h——傳熱系數，W/(m2·K)

LFP——Leidenfrost點，℃

MHF——最小熱通量，kW/m2

q"——熱通量，kW/m2

Ra——平均方差粗糙度，μm

T——溫度，℃

THF——轉變熱通量，kW/m2

ΔTsat——壁面過熱度，℃

t——時間，s

θ——接觸角，(°)

下角標

max——最大值

sat——飽和狀態