液氮噴霧冷卻換熱特性實驗研究

佘陽梓，蔣彥龍

（1.蘇州工業(yè)園區(qū)服務外包職業(yè)學院，蘇州 215000；2.南京航空航天大學飛行器環(huán)境控制與生命保障工業(yè)和信息化部重點實驗室，南京 210016）

噴霧冷卻技術(shù)是換熱領(lǐng)域最為高效的手段之一，有廣泛的應用價值和前景。其中以液氮作為工質(zhì)的噴霧冷卻，被用于低溫風洞、高溫超導、機械加工、航空航天、冷凍醫(yī)療和電子工業(yè)等諸多行業(yè)和技術(shù)領(lǐng)域。

工程中低溫風洞通過液氮噴霧快速降低氣流溫度，以獲取高雷諾數(shù)［1］，是目前最經(jīng)濟有效的途徑。美國國家跨聲速風洞［2］和歐洲跨聲速風洞［3］均采用的是液氮噴霧冷卻獲取低溫。在環(huán)境冷卻領(lǐng)域，液氮噴霧冷卻還在地面模擬空間環(huán)境，火災抑制和煤礦冷卻等方面得到應用，針對環(huán)境冷卻的液氮噴霧冷卻實驗主要研究的是液氮的霧化效果、霧化噴射距離等參數(shù)［4］。在機械加工和材料技術(shù)上，鎂合金表面利用激光表面熔凝技術(shù)進行改性時，用液氮加以輔助冷卻，改性層的耐腐蝕性得到了顯著提高［5］。在高溫超導技術(shù)領(lǐng)域，研究人員發(fā)現(xiàn)很多金屬氧化物半導體在液氮溫度上的工作性能有極大提高，因此將液氮用于電子設備的冷卻不但能帶走設備工作產(chǎn)生的高熱流，還能提高設備的性能［6?7］。相比傳統(tǒng)的換熱，液氮噴霧冷卻可以獲得更高的換熱能力、表面溫度均勻性更好，同時無沸騰滯后性，保證了設備安全穩(wěn)定的運行。

目前液氮噴霧冷卻性能的研究方向為液氮噴霧特性、液氮噴霧換熱性能這兩方面，主要手段有實驗研究和數(shù)值模擬。

在液氮噴霧特性方面，西安交通大學的學者做了較為深入的研究。他們從噴嘴特性、噴霧壓力和工質(zhì)物性等多個方面進行了實驗和分析。文獻［4］用高速攝像機記錄了實心錐形渦流噴嘴WL32（直徑3.18 mm）和細霧噴嘴P66（直徑1.68 mm）的噴霧場，并用激光粒度分析儀分析了噴霧液滴直徑，發(fā)現(xiàn)噴嘴孔徑較大的噴嘴形成的液氮液滴顆粒密度大，并且具有更高的速度和噴霧距離，但是噴霧角度較小，并且噴霧角度隨噴霧壓力的增大明顯縮小。Liu 等［8?9］研究了噴霧壓力差對粒徑分散度和霧化均勻性的影響，發(fā)現(xiàn)壓力差增大可以提高較細液滴的數(shù)量，并且增大霧化的均勻性，但是噴霧場收縮明顯；另外還將液氮噴霧和水噴霧做了對比，發(fā)現(xiàn)由于黏度的差異，液氮的流量系數(shù)隨壓力差增大而增大，水則有輕微的反向趨勢；同時噴嘴直徑對液氮的流量系數(shù)有影響，低壓差時，大直徑噴嘴的流量系數(shù)高于小直徑，高壓差時，兩者的差異減小。

在液氮噴霧換熱性能方面的研究主要集中在表面過熱度、換熱效率、換熱系數(shù)和臨界熱流密度等參數(shù)的研究。Tilton 等［7］用全錐型噴嘴垂直向上噴霧冷卻加熱器的實驗，研究了液氮噴霧冷卻中的薄膜蒸發(fā)過程。最終在其研究的參數(shù)范圍內(nèi)，系統(tǒng)的換熱特性變化不大，表面溫度低于83 K 時，熱流密度達到75 W/cm2，并且隨著熱流密度的增加，薄膜蒸發(fā)增加有利于更有效的傳熱機制。Awono?rin［10］針對液氮噴霧在穩(wěn)定膜沸騰條件下的傳熱性能研究，結(jié)果表明，隨著壁面過熱度的增加，壁面過熱度的去除量增加，換熱系數(shù)減小。換熱系數(shù)隨質(zhì)量流量的增大而增大，隨液滴尺寸的減小而減小。壁面過熱度為200 K 時的換熱系數(shù)約為160～170 W/（m2?K），壁面過熱度為450 K 時的換熱系數(shù)h約為90～110 W/（m2?K）。Sehmbey 等［6］用4種不同噴嘴（TG0.3，TG0.5，TG0.7，F(xiàn)L13）在不同壓力下進行了噴霧實驗，繪制各個噴嘴在不同流量下過熱度和熱流密度的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)臨界熱流密度（Critical heat flux，CHF）隨流量增大而增大，在相同情況下，CHF 隨噴嘴尺寸的減小而增大。并且獲得了實驗條件下液氮的最大CHF，為165 W/cm2。文獻［11］進行了間歇液氮噴霧實驗，間歇噴霧冷卻促進相變并有效利用冷卻劑，并有助于保持使用相同的冷卻劑表面溫度的變化范圍。最終結(jié)果顯示：在高溫區(qū)，表面溫度的波動受熱流的影響比表面溫度的影響更大，較高的熱流有利于較低的波動。在低溫區(qū)，高熱流密度和低表面溫度有利于降低溫度波動值。

在數(shù)值模擬的研究方面，主要是建立液氮噴霧的流動傳熱模型。RUAN 在實驗的基礎上建立了低溫風洞液氮噴霧模型，利用拉格朗日?歐拉方法，模擬風洞內(nèi)有230 個噴嘴的陣列噴霧情況。模擬結(jié)果與實驗進行了比對，偏差在20% 的范圍內(nèi)［1，12］。文獻［13］建立瞬態(tài)傳熱模型，求解液滴蒸發(fā)關(guān)聯(lián)式，并對傳熱傳質(zhì)過程進行時間迭代，得出噴霧冷卻過程的溫度和壓力的傳遞規(guī)律，提出大直徑液滴具有較長壽命，較高環(huán)境溫度會降低液滴壽命；而低壓閃蒸對液氮液滴的壽命影響不大。通過流量的調(diào)節(jié)，液氮噴霧可以變成連續(xù)噴霧和間歇噴霧，并且流量、壓力、溫度對噴霧的變化頻率有影響。這個結(jié)論對于液氮噴霧系統(tǒng)的熱管理有著重要意義。文獻［14］采用有限體積元法，模擬了單一液氮液滴撞擊熱沉表面的動力學特性，研究了潤濕接觸系數(shù)的變化規(guī)律，以及潤濕接觸系數(shù)對固液制冷劑傳熱的影響，提出了液滴的We 數(shù)越大，液滴鋪展能力越強。趙可等［15］采用Level Set?VOF 方法建立單液氮滴撞擊壁面的數(shù)值模型，研究了壁面潤濕性、撞擊速度和壁面溫度對于液氮液滴撞擊壁面后運動變化的影響，提出了增強壁面潤濕性、提高撞擊速度有利于液滴在壁面的鋪展，同時提高壁面溫差有利于提高熱流密度。

綜上所述，相比于其他冷卻工質(zhì)而言，液氮噴霧冷卻技術(shù)的研究，國內(nèi)外的成果并不是特別豐富。近年來國內(nèi)方面主要是由西安交通大學科研團隊開展，主要是針對液氮的噴霧狀態(tài)和噴霧特性，用于低溫風洞空間冷卻技術(shù)，沒有涉及表面換熱特性。而國外對于液氮噴霧冷卻實驗研究的報道較少，并且對該課題缺乏系統(tǒng)性研究。本文通過搭建液氮噴霧冷卻實驗臺，改變噴霧參數(shù)，對液氮噴霧冷卻進行相關(guān)研究，進而揭示低溫工質(zhì)的噴霧冷卻特性，在此基礎上進一步探索噴霧冷卻的換熱機理和影響機制。

1 實驗裝置及實驗過程

1.1 實驗裝置和重要部件

實驗裝置如圖1 所示。液氮噴霧實驗對于環(huán)境溫度的變化非常敏感，因此實驗設計了內(nèi)、外兩個噴霧腔，內(nèi)腔氣化后的低溫氮氣充滿內(nèi)外腔的夾層，形成一個低溫環(huán)境，降低外部環(huán)境溫度對實驗的影響，如圖2 所示。外腔為用鉸鏈聯(lián)合的兩個半圓柱腔體，方便實驗進行拆裝操作；內(nèi)腔采用無縫鋼管整體焊接，確保實驗中噴霧環(huán)境的穩(wěn)定。內(nèi)外腔和整體管道均采用厚度為5 cm 的聚氨酯發(fā)泡材料保溫，并用鋁箔膠帶纏繞，進一步確保實驗系統(tǒng)的保溫效果。模擬熱源是實驗的核心部件，采用的是薄膜電阻模擬熱源，結(jié)構(gòu)如圖3 所示。模擬熱源分為加熱基底和薄膜電阻，并用導熱硅膠將這兩部分粘連。加熱基底采用厚度為3 mm 的氮化鋁陶瓷片，導熱率為260 W/（m·K），表面粗糙度值Ra為1.63 μm，四周鉆有直徑1 mm 的孔，用于布置熱電偶。薄膜電阻采用厚度為0.1 mm 的鐵鉻鋁電阻片，電阻率為1.23×10-6Ω·m。測得實驗中采用的鐵鉻鋁電阻片阻值約為0.7 Ω 左右。用高溫導線將鐵鉻鋁電阻片接入到直流穩(wěn)壓電源中，完成模擬熱源的布置。和傳統(tǒng)的銅柱加熱式模擬熱源不同，薄膜電阻具有更好的熱穩(wěn)定性和熱響應性，實驗中發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)的響應和穩(wěn)定時間在2 s 以內(nèi)。實驗采用spray 公司的TG6.5 型噴嘴，參數(shù)見表1。

表1 噴嘴參數(shù)表Table 1 Nozzle parameters

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic of the experimental setup

圖2 噴霧腔結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Schematic of the spray chamber

圖3 模擬熱源結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structure of the heat sink

1.2 實驗過程

（1）系統(tǒng)排空。打開氮氣排氣閥和3 個低溫閥，排氣10 min 后關(guān)閉排氣閥。這一步是將系統(tǒng)內(nèi)的空氣排出，以防止水蒸氣凝而造成冰堵。

（2）系統(tǒng)預冷。打開所有低溫閥，對系統(tǒng)預冷，并啟動數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。當管道上的溫度傳感器顯示溫度在78 K 左右，預冷完成。

（3）流量調(diào)節(jié)。關(guān)閉旁通低溫閥，調(diào)節(jié)主管道閥門直到獲得實驗需要的流量。

（4）熱流輸入調(diào)節(jié)。調(diào)節(jié)直流穩(wěn)壓電源的電流和電壓輸入，等待系統(tǒng)達到穩(wěn)定，記錄數(shù)據(jù)。然后改變電壓和電流值，重復上述操作。

實驗過程中，系統(tǒng)穩(wěn)定時液氮出口流量波動在3%左右，出口壓力穩(wěn)定波動在1%左右。實驗參數(shù)見表2。

表2 實驗參數(shù)Table 2 Experimental parameters

2 數(shù)據(jù)分析和結(jié)果討論

2.1 熱沉表面溫度和換熱系數(shù)的計算

采用薄膜電阻模擬熱源，使得熱響應時間很短，系統(tǒng)可以很快達到熱平衡，因此可以用傅里葉一維導熱定律進行計算［16?17］

式中：Tw-Tsat為過熱度。

2.2 實驗結(jié)果分析

圖4 給出了實驗過程中熱流密度和熱沉表面過熱度之間的關(guān)系曲線。從圖4 可以看出，隨著熱流密度的增加，表面過熱度呈現(xiàn)上升趨勢。根據(jù)曲線發(fā)展的斜率（見表3），可以將過熱度隨熱流密度的變化分為3 個部分，即過熱度緩慢增加、過熱度明顯增加以及過熱度迅速增加區(qū)域，并且和換熱面積的大小關(guān)系密切。工況1 和工況3 的換熱面積為1.13 cm2，工況2 和工況4 的換熱面積為2.54 cm2。前者在過熱度為5 K 和11 K 左右時發(fā)生明顯的斜率變化，后者則在2.5 K 和6 K 左右發(fā)生。

圖4 過熱度和熱流密度關(guān)系曲線Fig.4 Curves of heat flux and superheat

表3 曲線斜率區(qū)間分布Table 3 Slope range of each curve at corresponding tem?perature

曲線斜率的變化反映了液氮噴霧冷卻在換熱過程存在3 個階段。在第1 個階段，液氮噴霧在熱沉表面形成液膜，液膜內(nèi)開始形成氣泡，這個階段，對流換熱和沸騰換熱耦合影響換熱過程。第2 階段，大量氣泡形成，換熱進一步強化。由于液氮極易氣化，同時液膜很薄，這個區(qū)域存在極短并且對過熱度極為敏感，一旦過熱度上升，液膜內(nèi)大量液氮發(fā)生核沸騰，迅速進入到第3 個區(qū)域。第3 個區(qū)域，核態(tài)沸騰加劇，大量氣泡在熱沉面匯集，并會形成間斷性局部氣膜覆蓋在熱沉表面，使得過熱度增加迅速［18］。實驗中發(fā)現(xiàn)，第3 區(qū)域末期的狀態(tài)很不穩(wěn)定，隨時會越過萊登佛羅斯特（Leidenfrost）點，進入膜態(tài)沸騰。

分別對比工況1、3 和工況2、4 發(fā)現(xiàn)，流量對于過熱度變化趨勢的影響主要在換熱第1 階段和第2階段前期（如圖4 中虛線以下部分），提高噴霧流量能夠減緩過熱度增加的速率，相比于工況1 和工況2，工況3 和工況4 的曲線出現(xiàn)了向右的偏移。增大流量導致更多的液氮液滴沖擊到換熱表面，換熱得到了強化，因此出現(xiàn)在相同熱流密度的情況下，大流量工況的過熱度明顯小于小流量工況。但是當進入第2 階段后期和第3 階段，換熱表面形成的局部氣膜阻止了液滴對換熱面的沖擊，因此噴霧流量的增加則對過熱度的發(fā)展沒有很大影響。

分別對比工況1、2 和工況3、4 發(fā)現(xiàn)，在給定高度的情況下，對于相同的熱流輸入，熱沉面積小則過熱度發(fā)展緩慢，即換熱效果越好。其原因在于熱沉面積越大，液氮噴霧對熱沉面的有效沖擊越發(fā)散［19］。圖5 示意了熱沉尺寸、高度和噴霧覆蓋之間的關(guān)系。噴嘴對于液氮顆粒的霧化存在中間密集邊緣稀疏的分布不均勻性，因此同樣高度下，大面積的熱沉在單位面積上受到的液氮液滴顆粒沖擊的頻次和強度遠小于小面積的熱沉，尤其是在熱沉邊緣位置。而熱沉表面的干涸最先在邊緣開始，并且這種干涸會加劇整個表面干涸的過程［20?22］，因此大尺寸熱沉較之小尺寸熱沉的表面溫度升高更快。

圖5 熱沉面積和噴霧覆蓋度示意圖Fig.5 Diagram of the size of the heated wall and the impact area coverage of the surface

圖6 給出了工況1 和工況2 在達到臨界點后保持定熱流輸入時過熱度的發(fā)展變化。在實驗過程中，達到CHF 點后保持熱流恒定輸入，這時過熱度迅速增加。實驗中發(fā)現(xiàn)，當表面過熱度達到一定值后，過熱度增加減緩，并最終達到穩(wěn)定，系統(tǒng)進入膜態(tài)沸騰階段。從圖6 可以看出，達到穩(wěn)定的過熱度很大，達到130～200 K，這個溫度遠遠超出了實驗預期設定的溫度值。因為實驗工質(zhì)是液氮，即便過熱度很大，整個系統(tǒng)溫度仍然較低，實驗件燒毀的風險低，但是如果是在工程應用上，如此高的過熱度顯然會造成重大問題。圖7 給出了過熱度隨時間的變化。圖7 可以看出，一點到達了臨界點，過熱度的增加速率很大，表面溫度迅速升高，并且呈階梯式上升。

圖6 臨界點時過熱度和熱流密度關(guān)系曲線Fig.6 Curves of heat flux and superheat at CHF

圖7 表面過熱度隨時間的變化曲線Fig.7 Curves of time and superheat

圖8 給出了換熱系數(shù)隨過熱度變化的曲線。從圖8 可以看出，換熱系數(shù)先迅速增大，然后逐漸減小。在傳熱初始階段，以單相對流為主，這個時候換熱系數(shù)較小。隨著過熱度的增加，傳熱進入核態(tài)沸騰，換熱系數(shù)增大。隨著核態(tài)沸騰的發(fā)展，換熱系數(shù)先增大到最大值，然后緩慢減小。這是由于液氮液膜很薄，傳熱面積小，在核沸騰過程中產(chǎn)生的液氮氣泡容易在熱沉表面擴散，形成局部氣膜，引起局部氣膜沸騰，影響傳熱效果。

圖8 換熱系數(shù)變化曲線Fig.8 Curves of heat transfer coefficient

對比工況1、2 和工況3、4 發(fā)現(xiàn)，噴霧流量基本保持不變時，增加換熱面積，換熱系數(shù)減小，這是因為增加換熱面積降低了單位面積液氮粒子的沖擊頻率。當面積增加時，必須增加流速以確保傳熱效果保持不變或增加，如工況1 和工況4。同時可以看出，熱沉面積增加后，換熱系數(shù)的增加幅度更加平緩。因此增加面積弱化了換熱效果。

對比工況1、3 和工況2、4 發(fā)現(xiàn)，流量的增加依然對換熱系數(shù)有很大影響，增加流量可以提高換熱系數(shù)的上、下限。在相同過熱度的情況下，大流量工況下的換熱系數(shù)要明顯大于小流量工況。

圖9 給出了實驗中熱流密度和換熱系數(shù)之間的關(guān)系變化。從圖9 可以看到熱流密度與換熱系數(shù)之間的關(guān)系不是線性的，隨著熱流密度的增加，換熱系數(shù)的增加達到最大值，之后換熱系數(shù)迅速下降，直至達到臨界點。最大換熱系數(shù)出現(xiàn)在臨界點之前，這是因為越接近臨界點，氣泡生成速度越快，液膜中氣泡體積越大。由于液膜厚度小，液膜傳熱面積小，當液膜中形成大氣泡時，起到局部膜沸騰的作用，削弱了傳熱效果。這一觀察結(jié)果與文獻［18］的研究結(jié)果非常一致。

圖9 熱流密度和換熱系數(shù)的關(guān)系Fig.9 Curves of heat flux and heat transfer coefficient

實驗過程中，工況1 和工況2 明顯觀察到了換熱過程在臨界點的變化，工況3 和工況4 則未觀測到，原因是實驗系統(tǒng)的熱源模擬功率有限，無法達到臨界熱流密度。表4 給出了實驗過程中出現(xiàn)的最大過熱度、最大換熱系數(shù)和臨界熱流密度值。

表4 不同工況下最大過熱度和臨界熱流密度值Table 4 Maximum superheat, CHF, and maximum heat transfer coefficient for different conditions

3 結(jié)論

本文搭建了液氮噴霧冷卻實驗臺，通過內(nèi)窺攝像頭對實驗初始階段的現(xiàn)象進行了觀察，分析了TG6.5 型噴嘴在不同工況下的實驗現(xiàn)象，并根據(jù)實驗數(shù)據(jù)進行分析，有以下結(jié)論：

（1）相比傳統(tǒng)的銅柱加熱式熱源模擬裝置，以薄膜電阻+陶瓷基底為核心的熱源模擬系統(tǒng)，具有系統(tǒng)熱響應快，穩(wěn)定性好的特點，可以廣泛應用于需要熱源模擬系統(tǒng)的實驗中。

（2）在達到臨界熱流密度前，TG6.5 型噴嘴的換熱曲線可以分為的3 部分，并且出現(xiàn)最大換熱系數(shù)時的過熱度要小于達到臨界熱流密度時的過熱度。這是因為當進入核沸騰后，表面的微小氣泡能強化換熱，隨著沸騰的繼續(xù)，在熱沉表面逐漸形成局部大氣泡，此時雖然沒有進入到臨界點，但是局部形成大氣泡已經(jīng)對換熱效果產(chǎn)生了減弱。當達到臨界熱流密度，過熱度急劇增加，換熱系數(shù)急劇下降，直至系統(tǒng)趨于穩(wěn)定而進入膜態(tài)沸騰。實驗過程，最大換熱系數(shù)為20.89 W/（cm2·K），最大臨界熱流密度為192.8 W/cm2。

（3）噴霧流量增加能夠強化換熱，增加換熱面積則對換熱產(chǎn)生弱化效果。