机械化机沸腾换热与相变文献综述.doc

沸腾换热

文 献 综 述

科目： 两相流体力学

题目： 沸腾换热

班级： 化机（研）12

姓名： 严沁萍

摘 要 简要评述了沸腾换热的研究进展;详细论述了沸腾换热的相关知识和其分类;指出了能解决其它尚末解决的有关沸腾换热的若干课题和方向.

关键词 沸腾换热，气泡，临界热流密度，核态沸腾，过渡沸腾，临界点沸腾，稳定膜态沸腾

1 引 言
沸腾换热以其低温差和高热流密度的特性在动力(如核动力工程)、冶金、化工和制冷等工业中被广泛采用，有必要加深对沸腾换热的认识，以更好地了解其机理，达到安全、高效地利用能源的目的.研究沸腾换热过程是安全、高效地利用能源的基础.
2 沸腾换热
2.1沸腾换热的定义
当液体与高于其饱和温度的壁面接触时，液体被加热汽化而产生大量汽泡的现象称为沸腾。液体在加热面上沸腾时的换热过程，是具有相变点的两相流换热。当加热壁面温度TW超过液体的饱和温度 TS并达到一定数值时，液体即在加热面的某些点上形成汽泡。这些点称为汽化核心，通常出现在加热表面的凹坑上。汽泡形成后不断长大、脱离、上浮。汽泡在成长大过程中吸收大量汽化潜热，汽泡的脱离和上升动又产生剧烈扰动，所以沸腾换热比单相流体的对流换热强烈得多。
2.2沸腾换热的分类
沸腾有多种形式。如果液体的主体温度低于饱和温度，汽泡在固体壁面上 生成、长大，脱离壁面后又会在液体中凝结消失，这样的沸腾称为过冷沸腾；若液体的主体温度达到或超过饱和温度，汽泡脱离壁面后会在液体中继续长大，直至冲出液体表面，这样的沸腾称为饱和沸腾。如果液体具有自由表面，不存在外力作用下的整体运动，这样的沸腾又称为大容器沸腾（或池沸腾）；如果液体沸腾时处于强迫对流运动状态，则称之为强迫对流沸腾，如大型锅炉和制冷机蒸发器的管内沸腾。
2.3沸腾换热机理
（1）气泡的成长过程
实验表明，沸腾只发生在加热面的某些点，而不是整个加热面，这些产生气泡的点称为汽化核心，一般认为，壁面的凹穴和裂缝易残留气体，是最好的汽化核心。

图2 气泡的成长过程

（2）气泡存在的条件
气泡半径R必须满足下列条件(克拉贝龙方程)才能存在：

其中：

可见，随过热度增加，减少，于是在同一加热面上的凹坑数将增多，即汽化核心数增加，产生气泡的密度增加。换热得到增强。
（3）均相泡核的形成
Cole[[] Collier，J.G.1962.Forced Transfer and Fluid Dynamic Research as Applied to Fog Cooled Power Reactors,Rept.AECL-1631,Atomic Energy of Canada Ltd.
]提出了均相泡核形成的运动学的看法。液体分子的能量是以一定方式分布的，其中只是一小部分的分子所具有的能量高于平均能量很多。由于液体中密度的波动有可能使足够数量的具有高于平均能量的分子聚合到一起，形成一个分子团，其平衡式为：

对于活化分子团：

（4）异相泡核的形成
Cole提出在均相气核的形成式子上作如下修正：

对固体表面：

对球面凸面或空穴：

平面 球面 锥形空穴

图3 平面、球面、锥形空穴气核

对圆锥形空穴，Kottowski[[] Kottowki,H.W.1973.Activation Energy of Nucleation,Frog.Heat Mass Transfer 7:299-324.
]得出：

（5）气液界面平衡条件[[] 鲁种琪等译.多相流动与传热手册.1993.
]
蒸汽温度与液体温度相等，并且均匀，即：；
化学势相等，即：；
压强关系：，其中，、为界面两侧的蒸汽和液体的压力，为表面张力，为界面半径。

图4 在加热面上的空穴上气泡的形成

（6）大容器沸腾－－饱和沸腾曲线
把一个加热器浸没在饱和水中，使之温度逐步增加，并观察加热器表面上的沸腾过程，并得出加热热流密度与过热度的关系曲线，这就是饱和水大空间沸腾曲线，如图所示。

图5 大容器饱和沸腾曲线

沸腾曲线可以分为四个主要的区域：
a.自然对流:当沸腾温差 比较小时（一般<5℃），加热面上只有少量汽泡产生，并且不脱离壁面，看不到明显的沸腾现象，热量传递主要靠液体的自然对流传递，因此可近似地按自然对流换热计算。

图6.自然对流

b.核态沸腾
如果沸腾温差 继续增加，加热面上产生的汽泡将迅速增多，并逐渐长大，直到在浮升力的作用下脱离加热面，进入液体。这时的液体已达到饱和，并具有一定的过热度，因此汽泡在穿过液体时会继续被加热并长大，直至冲出液体表面而进入气相空间。由于加热面处液体的大量汽化以及液体被汽泡剧烈地扰动，换热非常强烈，热流密度随迅速增加，直至出现峰值,这一阶段的沸腾状态被称为核态沸腾（或泡态沸腾）。其汽泡的生成、长大及运动对换热起决定作用。核态沸腾的温差小（5℃50℃） ，则热流密度不仅没有增加，反而迅速降低至一极小值。这是由于产生的汽泡过多且连在一起形成了汽膜，覆盖在加热面上不易脱离，使换热条件恶化所致。这时的汽膜不断破裂成大汽泡脱离壁面，其换热状态是不稳定的。这一阶段称为过渡沸腾。

图9 过渡区
e.稳定膜态沸腾
之后，随着温差的继续提高，加热面上开始形成一层稳定的汽膜，此时的汽化在汽液界面上进行，热量除了以导热和对流的方式从加热面通过汽膜传到汽液界面外，热辐射传热方式的作用也随着 温差的增加而加大，因此热流密度也随之增大。

图10 稳定膜态沸腾
2.4 沸腾换热影响因素
影响沸腾换热的因素有多方面，包括影响汽泡在壁面上产生、长大、跃离过程的所以因素其中最主要的是沸腾温差、压强、物性、壁面材料状况等。故一般把它归纳为下列函数关系：

其中：为沸腾液体与接触表面材料有关的系数。
大容器沸腾换热现象讨论影响沸腾换热的因素主要有：不凝结气体、过冷度、液位高度、重力加速度、沸腾表面的结构。
（1） 不凝结气体
与膜状凝结换热不同，液体中的不凝结气体存在会使沸腾换热得到某种程度的强化；
（2） 过冷度
只影响过冷沸腾，不影响饱和沸腾，因自然对流换热时有，因此，过冷会强化换热。
（3） 液位高度
当传热表面上的液位足够高时，沸腾换热表面传热系数与液位高度无关。但当液位降低到一定值时，表面传热系数会明显地随液 位的降低而升高(临界液位)。液位高度对传热的影响见下图。

图11 水位高度与传热系数的关系

（4） 重力加速度
研究表明：从0.1 ~ 100´9.8 m/s2 的范围内，重力加速度对核态沸腾换热规律没有影响，但对液体自然对流换热有显著影响。
（5） 沸腾表面的结构
沸腾表面上的微笑凹坑最容易产生汽化核心，因此，凹坑多，汽化核心多，换热就会得到强化。近几十年来的强化沸腾换热的研究思路主要是增加表面凹坑。目前有两种常用的手段：(1) 用烧结、钎焊、火焰喷涂、电离沉积等物理与化学手段在换热表面上形成多孔结构。(2) 采用机械加工方法造成多孔结构。
2.5沸腾换热计算
由于沸腾换热过程的复杂性，通过理论分析来解决沸腾换热问题几乎是不可能的，因而实验研究常常是解决沸腾换热的主要途径。
（1）罗森诺（Rohsenow）计算式——广泛适用的强制对流换热公式

可见，，因此，尽管有时上述计算公式得到的q与实验值的偏差高达±100％，但已知q计算时，则可以将偏差缩小到33％。这一点在辐射换热中更为明显。计算时必须谨慎处理热流密度。
（2）米海耶夫的大空间沸腾计算式——适用压力范围：105～4´106 Pa
两种沸腾换热表面传热系数表示形式：
；
其中：

（3）适用于制冷工质沸腾换热的Cooper关联式
沸腾换热表面传热系数表达式

其中：

（4）大容器沸腾的临界热流密度

实验修正值：
（5）大容器膜态沸腾的关联式
a.水平管外的膜态沸腾
换热系数：

式中，除了r 和的值由饱和温度 ts 决定外，其余物性均以平均温度 tm ＝( tw＋ts ) / 2 为定性温度，特征长度取管子外径d。如果加热表面为球面，则把上式中的系数改为0.67
b.考虑热辐射作用
由于膜态换热时，壁面温度一般较高，因此有必要考虑热辐射换热的影响。热辐射的影响存在有正反两个方面，一是直接增加了换热量，另一个是增大了汽膜厚度，从而减少了换热量。因此，必须综合考虑热辐射效应。
勃洛姆来建议采用如下超越方程来计算：

其中，辐射换热传热系数：
3.沸腾换热研究进展
沸腾的基本过程主要包括这样几个方面：汽泡的形成, 汽泡的成长,气泡的破碎。
蒸汽泡的形成需要汽化核心,它可以是加热壁面禹的饰痕或空穴, 也可以是被加热液体中悬浮的气体、蒸汽或其它微小的悬浮物[[] Collier,J.G..Convective Boiling and Condensation.1972.
]。对一个理想化的锥形空穴Hsu[[] Hsu,Y.Y..Trans.ASME.Scries C,1962,84(3),207.
] 提出用下式计算产生汽泡所需的过热度：

式中：——过热液体的温度，；
——液体的饱和温度，；
——液体的表面张力，；
——空穴口的半径，；
——汽化潜热，；
——蒸汽密度，。
研究表明, 由Hsu的模型所推算的活性空穴半径与实际测量的活性空穴半径一致[[] Shoukri,M.Heat Transfer,Trans.ASME,1975,97(1).
]。
彭晓峰等人[[]柴立和，彭晓峰，王补宣．池沸腾传热基础理论新视角探索[J] ．应用基础与工程科学学报，1999，7(1)：74-80．
]而提出了沸腾换热机理研究的新思路，突出了汽泡的动力过程，以及微观和宏观传热机理研究相结合的重要性。
G．E．Thomcroft等人[[] Thorncroft G E，Klausner J F Mei R．An Experimental Investigation of Bubble Growth and Detachment in Vetical Upflow and Downflow Boiling[J]．Int．J．Heat and MassTransfer，l998．41：3857—3871．
]对垂直矩形流道内汽泡的生长和脱离情况进行了研究。其研究发现：①上升流时，汽泡在核化点经过短时问的静态生长后，脱离核化点，并开始沿加热面滑移。开始时汽泡呈球形，汽泡长大后，变形，并且在近壁面振荡；②下降流中，汽泡通常会直接从核化点浮升，汽泡滑移现象较少发生；③静止液相中，汽泡基本不发生滑移现象，直接从核化点浮升。在上升流中，无论是汽泡的脱离直径还是浮升直径都随着壁面过热度的增加而增大，随着质量流速的增加而减小。在下降流中，浮升直径随着质量流速的增加而减小，随着壁面过冷度的增加而增大。
肖泽军等人[[] 肖泽军，陈炳德，贾斗南.微重力下沸腾传热研究进展[J].核动力工程，2003,24（5）:435-438.
]对微重力下沸腾传热的进展研究进行了比较系统的分析，并从地面模拟技术、地面模拟实验、微重力实验和流动沸腾换热四个方面介绍了微重力下沸腾换热的研究进展。
徐建军等人[[]徐建军，陈炳德，王小军. 近壁滑移汽泡沸腾换热机理研究进展[J]. 核动力工程，2007，28（4）：29-80.
]对近壁滑移汽泡的研究的进展进行了分析并提出了进一步的深入研究近壁滑移汽泡的动力特性及其换热机理的几点建议，即：(1)近壁滑移汽泡运动规律的研究，明确流动方式、倾斜角和热工参数对滑移汽泡运动规律的影响；(2)近壁汽泡的核化动力过程与演变规律、生长曲线、脱离频率、脱离直径(滑移直径)与浮升直径以及热工参数对其的影响。建立单个汽泡受力模型，从物理机制上分析滑移汽泡的运动机理；(3)运用复合沸腾换热模型，对各部分的换热量进行定量分析，评估近壁滑移汽泡的换热量；4)不同间隙下近壁滑移汽泡运动规律和换热机理的研究。明确尺度效应对滑移汽泡运动规律的影响，有助于揭示窄小通道内的换热机理。
赵红霞等人[[]强化沸腾传热表面的研究进展. 第二十一届全国水动力学研讨会暨第八届全国水动力学学术会议暨两岸船舶与海洋工程水动力学研讨会文集.
]对第二十一届全国水动力学研讨会暨第八届全国水动力学学术会议进行总结，概括分析了强化沸腾传热表面从毫米尺度向微纳米尺度发展的现状，叙述了关于强化表面沸腾机理和模型的研究进展，也介绍了微纳米尺度下光滑表面沸腾机理的实验研究。随着微纳米技术的深入发展，更为高效可靠的强化传热表面将被制造出来从而引起沸腾强化传热技术上的革命。而实验技术的进步将会使我们能够从微小尺度上进一步加深对沸腾现象的理解，从而能够进一步建立数学模型，对强化表面进行优化设计分析。当前微纳米强化沸腾传热表面还处于一个起步阶段，关于其强化机理的研究也刚刚开始，有许多工作有待我们去努力。
谭志明等人[[] 谭志明，邓颂九.多孔表面强化沸腾传热的研究进展[J].化工进展，2010：9-41.
]综述了多孔表面用于强化沸腾传热的研究工作。介绍了多孔表面的形成和结构表征方法、多孔表面的沸腾传热性能以及描述多孔表面沸腾传热机理的物理和数学模型, 当传热速率一定时,采用多孔表面可以明显地降低传热温差, 温差越小, 表明有用能的利用率越高。多孔表面临界热负荷的还没有准确的关联式，孔穴直径对多孔层沸腾换热有影响，且存在最佳空穴直径。同时分析了影响多孔表面沸腾传热性能的因素,探讨了多孔表面强化沸腾传热研究的发展方向，即开展对多孔表面沸腾换热机理和数学模型的研究；多孔表面与其它强化传热措施的组合强化沸腾换热技术也是今后研究的重要内容；对多孔表面管束的沸腾传热特性需开展研究,以确定管间距、管束排列方式、流向、物料特性以及操作条件等对管束性能的影响,为工业应用提供理论依据和实验数据。
多孔表面是一种非常重要的被动式强化换热手段，许多实验研究和理论分析表明多孔表面与光滑表面相比可以有效地强化蒸发/沸腾换热，主要体现为三个方面：提高换热系数(Heat Transfer Coefficient, HTC)，提高临界热流密度(CHF)，降低壁面过热度(Superheat),如表1所示。
表1.多孔表面蒸发/沸腾研究总结
学者[文献编号]（年代）
多孔结构（特征尺寸、多孔层厚度、孔隙率）
工
质
HTC范围或者最大值
CHF范围或者最大值
壁面过热度
Mughal,
Plumb[[] Mughal M P, Plumb O A. An experimental study of boiling on a wicked surface.International Journal of Heat and Mass Transfer, 1996 39(4): 771-777.
]
(1996)
烧结铜泡沫金属（表面开槽或未开槽）
(rc=230μm ,δ=
3.175～4.762mm,
ε=0.94～0.95)
R11
0.25～2.5kw/m2K

沸腾起始过热度：低于1K
Chang,
You[[] Chang J Y, You S M. Boiling heat transfer phenomena from microporous and porous surfaces in saturated FC-72. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1997, 40(18):4437-4447.
] (1997)
金刚石颗粒合成物
(dp=2～70 μm ,
δ=30～250μm,
ε=0.4～0.48)
FC72
微多孔层：
2.4～20.5
kw/m2K，
多孔层:
4.0～17.2
kw/m2K，
光滑表面：
1.8～4.6
kw/m2K
微多孔层：
22.7～27.3
W/cm2,
多孔层：
28.0～28.1
W/cm2,
光滑表面：
14.5 W/cm2
沸腾起始过热度：
微多孔层：
4～14 K,
多孔层：3～6 K,
光滑表面：31 K
Liter,
Kaviany[[] Liter S G, Kaviany M. Pool-boiling CHF enhancement by modulated porous-layer coating:theory and experiment. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2001, 44(22):4287-4311.
]
(2001)
烧结铜粉颗粒
(dp=200μm ,
δ =1.2～1.8 mm,
ε =0.4)
戊烷
10～24 kw/m2K
未经调制的多孔层：48 W/cm2,
单一高度调制多孔层：711 W/cm2,
双重高度调制多孔层：762 W/cm2,
光滑表面：
24.5 W/cm2
临界点过热度：未经调制的多孔层：22K,
单一高度调制多孔层：16 K,
双重高度调制多孔层：22 K,
光滑表面：34 K
Hanlon,
Ma[[] Hanlon M A, Ma H B. Evaporation heat transfer in sintered porous media. Journal of Heat Transfer, Transactions ASME, 2003, 125(4): 644-652.
](2003)
烧结铜粉颗粒
(dp=635 μm
δ=2～6 mm, ε=0.43)
水
5～9 kw/m2K

Parker,
El-Genk[[] Parker J L, El-Genk M S. Enhanced saturation and subcooled boiling of FC-72 dielectric liquid. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2005, 48(18): 3736-3752.
]
(2004)
多孔石墨(孔隙尺寸范围从
1μm 到数百 μm ,δ =3mm)
FC72

主流过冷：
0～30K多孔石墨：
27.3～57.1
W/cm2
光滑表面：
16.9～29.5
W/cm2
沸腾起始点：
多孔石墨：
11.0K～19.5K
光滑表面：
21.3K～24.9K
Li,
Peterson[[] Li C, Peterson G P. Evaporation/boiling in thin capillary wicks (II) - effects of volumetric porosity and mesh size. Journal of Heat Transfer, Transactions ASME, 2006, 128(12):1320-1328.
][[] Li C, Peterson G P, et al. Evaporation/boiling in thin capillary wicks (I) - wick thickness effects. Journal of Heat Transfer, Transactions ASME, 2006, 128(12): 1312-1319.
]
(2006)

平织或交错的多层烧结铜网
(d=56～191 μm ,
δ=210~820μm,
ε=0.409~0.737)
水
多孔表面：
245.5
kw/m2K，为
光滑表面的3倍多
烧结铜网表面：367.9 W/cm2
光滑表面：
149.7 W/cm2
多孔表面沸腾起始过热度：2.6K
Franco,
Latrofa[[] Franco A, Latrofa E M, et al. Heat transfer enhancement in pool boiling of a refrigerant fluid with wire nets structures. Experimental Thermal and Fluid Science, 2006, 30(3):263-275.
]
(2006)
金属丝网（主要是不锈钢网，其它有铝网、黄铜网和铜网）
(d=240～700 μm ,δ =2mm)
R141b

不锈钢网：
14.3～28.14
W/cm2
铝网：18.07 W/cm2
黄铜网：
20.27 W/cm2
铜网：21.15 W/cm2
光滑表面：
19.8 W/cm2

Hwang,
Kaviany[[] Hwang G S, Kaviany M. Critical heat flux in thin, uniform particle coatings. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2006, 49(5-6): 844-849
]
(2006)
实心或多孔的铜粉颗粒通过松散堆积、震动、压紧三种方式形成
(d=40～200 μm ,
δ =120～600μm,
ε =0.4）
戊烷

多孔表面：
39.8～48 W/cm2,
光滑表面：
24.5 W/cm2
热流密度均为q=24.5 W/cm2时的过热度：
多孔表面：
2.2～9 K,
光滑表面：34 K

彭晓峰等人[[]王补宣，石德惠，彭晓峰，马骥. 流动膜沸腾传热研究的进展[J].1992,6:481-488.
]对流动膜沸腾传热研究的进展进行了较系统的综述。分别对层流膜沸腾传热的理论发展、湍流膜沸腾传热的唯象模型、湍流膜沸腾液流区的湍动粘度进行了分析研究，并通过液体高速流动膜沸腾传热的实验演示测得传热数据与理论值进行比较发现数据差别很大。
4 小结
通过对沸腾换热的进展分析，我们发现对于多孔介质的沸腾换热还没有比较准确的换热系数表达式，对于湍流沸腾换热也没有比较统一的适用公式，这两方面急需进一步的研究。
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