1 前言

淬火作为一种快速冷却的有效手段被广泛应用于金属材料热处理以及核安全等领域。由于初始壁面温度较高，淬火过程一般伴随着沸腾传热现象，且随着冷却过程的继续，该过程将依次经历膜态沸腾、过渡沸腾和核态沸腾等三个阶段。沸腾传热效率的高低直接决定了淬火冷却速率，大量试验和理论研究表明^[1~3]，沸腾表面的性质(如浸润性和粗糙度)对沸腾传热过程有重要影响。

多孔结构表面由于其比表面积大、渗透性好、质量较轻等优点，被广泛应用于航空航天、电子通讯、电化学和石油化工等领域中。由于表面孔隙的存在有效改变了表面浸润性，增加了汽化核心密度，多孔结构表面的应用也成为强化沸腾换热的重要手段之一。在沸腾过程中，表面多孔结构的存在提供了更多的汽化核心^[4]，有利于汽泡的产生，显著增强了核态沸腾换热，提升临界热流密度(critical heat flux, CHF)^[5~9]。同时多孔结构为蒸汽的逸出提供了有效通道^{[5, 6]}，从而为汽泡的再次产生提供空间和成核位点。各孔隙间相互连通，有利于液体在表面的横向输运，从而抑制蒸干区域的形成，延缓CHF的出现^[7]。此外，多孔结构表面还可能表现出由毛细效应所引发的芯吸性，从而抽吸周围液体进入表面，增强液体运输能力，进一步改善表面浸润性^{[6, 8, 9]}。

目前研究较多地关注多孔表面对核态池沸腾传热及其CHF的影响，而对于该类表面在淬火冷却过程中的沸腾传热特性研究则相对较少。Hu等^[10]通过阳极氧化的方法制备了金属铝纳米多孔表面并将其在液氮中进行淬火试验。试验结果表明，纳米多孔结构的存在显著提高了淬火冷却效率。与原始表面相比，最低热流密度所对应的温度(Leidenfrost温度，LFP)提高32℃，CHF增长了约160%。Kang等^[11]通过阴极沉积的方法在黄铜球表面制备了一层氧化铜微米多孔结构，并利用瞬态淬火的方法研究了多孔结构表面提高LFP温度的作用机理，指出多孔结构的存在形成“肋片效应”，使得表面局部冷却，稳定汽膜过早瓦解，提高了LFP温度。然而上述工作均未考虑多孔结构表面芯吸性及液体的横向输运能力对加速膜态沸腾瓦解的作用。

本文通过阴极沉积的方法在不锈钢柱体表面形成三维微多孔结构，并对其在常压下饱和水中的淬火过程进行试验研究，观察该过程中的池沸腾传热特性及汽膜演化过程进行了试验研究，并着重分析微多孔表面的芯吸性在淬火过程中强化池沸腾传热的作用机理。

2 试验方法与过程 2.1 表面的制备和形貌表征

本文选用直径为10 mm、高为50 mm的不锈钢柱体为试验样本，并采用Chen等^[12]提出的氢气泡模板法阴极沉积制备超亲水微多孔表面，试验装置如图 1所示。将不锈钢柱体依次浸于丙酮、酒精和去离子水中超声清洗10 min后作为阴极材料，选用镍管作为阳极，两电极间距保持在4 cm。室温下，分别控制电流强度为1和4 A·cm^-2，在0.05 mol·L^-1 NiCl₂和1.0 mol·L^-1 NH₄Cl组成的电解质溶液中电化学沉积40 s。将制得的表面在去离子水中充分清洗，待自然风干后置于600℃加热炉中固化2 h，即可获得本文所需的表面结构。

本文对处理前后表面的微观形貌进行表征。如图 2(a)所示，原始不锈钢表面较为光滑，并呈现亲水特征。后文将该原始光滑亲水表面简称为亲水表面。如图 2(b)所示，小电流沉积的表面上沉积了较为分散的球形颗粒，呈现沟壑形貌，部分小颗粒团聚形成直径略大的孢子状颗粒。表面颗粒直径约为3~10 μm，颗粒间孔隙约为十几微米，呈现微米结构。水滴在该表面可以完全铺展，呈现出超亲水特征。这一具有微粗糙结构但无孔隙结构的超亲水表面简称超亲水表面。如图 2(c)所示，大电流沉积处理后，金属颗粒团聚在不锈钢表面，沉积后表面形成较为规则的三维微多孔形貌，并且同样具有超亲水的特征。该具有微多孔结构的超亲水表面简称为微多孔表面。微多孔表面的主孔径约为3~15 μm，孔深约为10 μm。进一步对该表面的孔径进行统计，微孔直径大多集中在5~10 μm，而5 μm以下的孔较少，平均孔径为(8.3±0.4) μm。孔壁长出珊瑚状的枝晶且具有更小的孔结构，此结构使得三维孔之间相互贯通，有利于气相或液相介质的充分接触和输运。对上述表面的SEM图像进行二值化处理，可以估算出超亲水表面的孔隙率约为48%，而微多孔表面的孔隙率约为46%。对沉积前后表面的粗糙度进行了测量。如图 2所示，X为粗糙度测试仪探针在水平方向的位移，Z为探针在竖直方向的位移，可以看到，沉积后的表面粗糙度均明显增大。超亲水表面的轮廓算术平均偏差(Ra)由(0.062±0.004)增至(1.224±0.014) μm，且表征最大轮廓高度的Rz也由亲水表面的(0.305±0.041)增长至(8.552±0.388) μm。而微多孔表面的粗糙度进一步增大，其Ra为(3.409±0.028) μm，Rz增幅更加明显，达到(18.262±0.517) μm。采用XPS方法对表面成分进行分析，如图 3所示，沉积后的表面出现了镍元素，且随着沉积电流的增大，Fe元素对应的峰逐渐减弱，表明表面沉积厚度增加。对沉积表面中出现的Ni2p峰进一步分析，发现沉积表面主要成分为NiO，还有少量Ni₂O₃存在，分析结果中未发现Ni单质的存在，说明沉积的镍颗粒已完全被氧化。

表面颗粒物及微多孔结构的存在增加了整个表面形貌的波动，同时表面成分中镍的氧化物占主导，使得表面呈高表面能状态，降低表面宏观接触角，改善表面浸润性。如图 2所示，两种沉积表面的静态接触角均已由沉积前的40.1减小至0°，呈现超亲水性能。而对于超亲水表面，芯吸性是影响其沸腾传热性能的主要影响因素之一^[13]。本文中超亲水表面的沟壑形貌及微多孔表面孔壁上微小孔隙的存在可以增强液体横向运输能力，同时细微孔隙可产生毛细作用，使得表面极有可能存在芯吸性。

2.2 表面芯吸性测定

如上所述，超亲水表面具有液体横向流动的通道，而三维微孔之间相互贯通，也增强了液体沿表面的横向输运能力，可产生较强的芯吸作用。为表征表面的芯吸性，本文参考Ann等^[14]所提出的毛细管液柱高度法对表面芯吸性进行测定。将1.5 μL去离子水注入内径为500 μm的PFA毛细管内，调整升降台高度，当毛细管下方的悬垂液滴与待测表面接触时，触发高速像机记录毛细管内液位随时间的下降过程。

表面芯吸量V可由下式求得：

$ V = \frac{1}{4}{{\rm{ \mathsf{ π} }}}{d^2}\Delta h $

(1)

式中：d为毛细管内径，Δh为液位下降高度。

悬垂液滴与表面接触后转变为连通毛细管内去离子水和试样表面的液桥。假设液桥与表面的接触面为圆形(直径为D)，则表面初始芯吸通量${\dot V_0}$计算公式如下：

$ {\dot V_0} = \frac{4}{{{{\rm{ \mathsf{ π} }}}{D^2}}}{\left( {\frac{{{\rm{d}}V}}{{{\rm{d}}t}}} \right)_{t = 0}} $

(2)

图 4为各表面在芯吸过程中的液位变化图。亲水表面与液滴接触后，毛细管内液位基本不变，表明其不具有芯吸性。超亲水表面与悬垂液滴接触后，毛细管内液位出现较明显的降低，说明该表面对液体具有一定的芯吸性。而微多孔表面芯吸性测试中，前100 ms内毛细管内液位较前两者下降更明显，且随着时间的推移，由于表面所芯吸的液体逐渐达到饱和，液位下降趋于平缓。该现象表明微多孔表面芯吸性较强，这是由表面孔壁上微小孔隙的存在所产生的毛细作用力引起的。

根据式(1)计算得到的表面瞬时芯吸量曲线如图 5所示。与图 4一致，亲水表面芯吸量曲线趋于平缓，仅有极小液体体积变化(0.07 μL)，且这是由于液体表面张力所引起，而非表面芯吸性。超亲水表面初始时刻芯吸量增加较快，12 ms后芯吸速率逐渐减慢。前100 ms内，超亲水表面的总芯吸量为0.13 μL。初始时刻芯吸量趋于线性变化，结合式(2)可得初始芯吸通量为6.7 μL·mm^-2·s^-1。对于微多孔表面，悬垂液滴接触初始阶段芯吸量迅速增大，20 ms后芯吸速率趋于平缓。前100 ms内，微多孔表面的总芯吸量为0.31 μL。根据式(2)可得其表面初始芯吸通量为13.7 μL×mm^-2·s^-1，相比于超亲水表面芯吸性增强约50%。

由式(1)和(2)可得，芯吸量和芯吸通量的测量误差主要来源于液位变化高度Δh的测量误差(±0.07 mm)和液桥底面直径D的测量误差(±0.04 mm)。根据误差传递公式可以估算出芯吸量V的相对误差约为2.5%，而初始芯吸通量${\dot V_0}$的相对误差约为4.7%。

2.3 试验过程及数据处理

采用文献[15]所使用的可视化大容器淬火沸腾试验台进行研究。试验前，先通过平板加热器将沸腾池中的去离子水加热至饱和并维持10 min，以充分排出水中溶解的气体。把清洗过的不锈钢柱体置于辐射加热炉中加热，待柱体中心温度到达700℃时，启动电动导轨，将柱体送入下方的饱和去离子水中进行淬火。整个淬火过程在常压下进行，并通过数据采集仪以10 Hz的频率采集柱体中心温度，高速像机以每秒800帧的速率记录沸腾的汽膜演化过程。

为了淬火过程中避免剧烈沸腾对柱体表面温度测量的影响，本文直接采集的是柱体中心的温度，并通过求解非稳态导热反问题反推得到柱体表面温度^[16]。

由于淬火冷却时不锈钢柱体表面被汽膜所包裹，使其径向导热系数相对于轴向固体极低，因此假设淬火过程中，不锈钢柱体内部温度仅沿径向传递，则柱体表面温度为：

$ {T_{\rm{s}}}\left( t \right) = {T_{\rm{c}}}\left( t \right) + \sum\limits_{n = 1}^\infty {\frac{{{r^{2n}}}}{{{2^{2n}}{{\left( {n!} \right)}^2}{\alpha ^n}}}\frac{{{{\rm{d}}^n}{T_{\rm{c}}}\left( t \right)}}{{{\rm{d}}{t^n}}}} $

(3)

式中，T_s和T_c分别表示柱体表面和中心处的温度，℃；r为柱体半径，m；α为不锈钢圆柱体的热扩散系数，m·s^-1。

结合傅里叶导热定律：

$ {q''_{\text{s}}} = - k\frac{{\partial T}}{{\partial r}} $

(4)

可得表面热流密度为：

$ {{q''}_{\rm{s}}} = - \rho {c_{\rm{p}}}\sum\limits_{n = 1}^\infty {\frac{{n \cdot {r^{2n - 1}}}}{{{2^{2n - 1}}{{\left( {n!} \right)}^2}{\alpha ^{n - 1}}}}\frac{{{{\rm{d}}^n}{T_{\rm{c}}}\left( t \right)}}{{{\rm{d}}{t^n}}}} $

(5)

式中，k、ρ、c_p分别为不锈钢柱体的导热系数(W·(m·K)^-1)、密度(kg·m^-3)和定压比热(J·(kg·K)^-1)；热扩散率α= k/(ρc_p)。

为简化计算，取式(3)和式(5)的前三级进行计算。由式(3)和式(5)可知，若忽略一维导热假设所引入的偏差和级数截断误差，不锈钢柱体表面温度及热流密度的计算误差主要来源于柱体直径的测量误差(±0.03 mm)和热电偶温度测量误差(±2.0℃)。根据误差传递规律，两者的计算相对误差均小于3.0%。

3 试验结果与讨论 3.1 淬火冷却曲线

图 6为本试验所得的淬火冷却曲线即柱体表面温度随时间的变化曲线。为了保证重复性，本文对每个样本独立进行了三次试验。由图 6可见，同种表面的三条淬火曲线均基本重合，表明了试验数据的可靠性。

对于亲水表面，淬火初始阶段其温度随时间的推移下降较慢，曲线斜率接近为一个常数。随着淬火过程的继续，当表面温度T_s约为280℃时，表面温度骤降至接近100℃，随后表面温度变化较慢，曲线趋于平缓。相比于亲水表面，超亲水表面的淬火曲线向左偏移。当表面温度降至约390℃时，冷却速率迅速增大，温度骤降。若定义淬火冷却时间为表面温度从初始700℃降低至饱和水温100℃的时间，则超亲水表面的淬火冷却时间为55 s，相比于亲水表面(90 s)缩短了约39%。微多孔表面的淬火曲线相比于前两者左移更加明显，且在较高温度时(T_s约为500℃)，表面温度即发生骤降, 其淬火冷却时间为43 s，相比于前两者表面分别缩短约52%和22%。可见，表面多孔结构的存在以及较强的芯吸性能，显著加快了淬火过程。

3.2 沸腾传热曲线

为了更好地分析表面在淬火冷却过程中的沸腾传热特性，由式(5)计算所得的两种表面的沸腾曲线如图 7所示。亲水表面在淬火伊始进入膜态沸腾阶段，此时表面被汽膜所覆盖，沸腾传热性能较差，且热流密度随表面过热度θ_s(柱子中心表面温度T_s与常压下去离子水的饱和温度之差)的减小而逐渐降低。当θ_s降低至约185℃时，汽膜开始瓦解，沸腾到达最小热流密度值点LFP，随着过热度的进一步降低，热流密度迅速增大，表面进入过渡沸腾阶段。当θ_s = 125℃时，原始表面达到CHF，约为406 kW·m^-2。随后沸腾过程进入核态沸腾阶段。

超亲水表面淬火初始阶段的沸腾曲线与原始表面相近，但当θ_s降至约300℃，沸腾就达到LFP，较亲水表面提高约115℃。随着表面过热度进一步降低，当θ_s = 150℃，沸腾达到CHF，约为600 kW·m^-2，与亲水表面相比，提高约48%。进入核态沸腾阶段，随着过热度的降低，超亲水表面热流密度下降较快，传热系数明显高于亲水表面，核态沸腾传热性能较好。

相比于前两者，微多孔表面的沸腾曲线明显向右偏移。高温微多孔表面与饱和水接触后，首先进入的也是膜态沸腾阶段，且该段热流密度与另外两种表面差别较小，说明该微多孔表面对淬火过程中的稳定膜态沸腾传热影响较小。但该阶段所对应的温区十分短，当θ_s = 488℃时，沸腾达到LFP，远远高于亲水表面和超亲水表面的LFP温度，所对应的最小热流密度值约为110 kW·m^-2，较亲水表面(41 kW·m^-2)增大了约170%。结合淬火曲线，微多孔表面的膜态沸腾时间仅为9 s，这也是微多孔表面淬火时间缩短的主要原因。当θ_s = 205℃时，沸腾达到CHF，约为540 kW·m^-2，相比于亲水表面提升约33%，且其对应表面过热度也提升64%。但值得注意的是，相比于超亲水表面，其CHF却略有下降，约为10%。此外，相较于超亲水表面，微多孔表面的核态沸腾传热特性也略差。这可能是由于沉积层的导热情况和表面芯吸性两者共同影响CHF，微多孔表面芯吸性过大，沉积层热传导导出的热量无法满足芯吸性强化的要求，此时对CHF起主导作用的是沉积层的热传导能力^[17]。

3.3 汽膜演化过程

为进一步分析微多孔表面的沸腾传热特性，本文借助高速像机拍摄记录不锈钢柱体在饱和水中淬火冷却时的汽膜演化过程，如图 8所示。对于亲水表面，在淬火冷却的初始阶段，不锈钢柱体有一层完整的汽膜包裹，去离子水的汽化过程发生在汽液界面上，产生的蒸汽以水力波的形式沿不锈钢柱体自下而上传播。随着表面过热度的降低(~400℃)，汽泡产生速率减缓，使得汽液界面的波动明显减弱。当表面过热度降至约200℃时，柱体下边缘表面的汽膜开始破裂，液体再次与固体表面接触，淬火前端(汽-液-固三相交界线)开始出现。值得一提的是，本文中的表面温度及热流密度均是根据柱体中心处的温度计算所得，因此尽管柱体下端表面出现了固液接触现象，柱体中心部分依旧被一层完整的汽膜所覆盖。当表面过热度进一步降低，淬火前端沿柱体不断上升时，柱体表面同时出现了自然对流、核态沸腾以及膜态沸腾三种不同的传热形式。当淬火前端上升至柱体中部时，LFP和CHF也依次在表面过热度为185和125℃时出现。与亲水表面相比，尽管超亲水表面和微多孔表面在淬火初始阶段热流密度相近，但其表面覆盖的汽膜明显增厚，且微多孔结构变化更明显。这是由于表面沟壑形貌及多孔结构的存在增加了表面的比表面积，增大换热量，使得周围液体汽化量增加，汽膜增厚，汽液界面远离表面。微多孔表面存在着大量的微孔，每一个孔都相当于一个“微阻尼”，因此尽管表面汽膜厚度增加，但大量阻尼的存在使得表面汽液界面的波动与原始表面相比有所减弱^[10]。

对于超亲水表面，随着淬火过程的进行，当θ_s约为300℃时，柱体下端汽膜开始破裂，高于原始表面淬火前端出现时的表面过热度。当表面温度进一步降至约200℃时，淬火前端已上升至接近柱体中部。当θ_s约为150℃时，表面沸腾达到CHF，此时表面剩余汽膜波动较为剧烈，柱体中部被独立的小汽泡所覆盖，固液接触良好。

对于微多孔表面，当θ_s降至约500℃时，柱体底部出现了固液接触，包裹在柱体表面的完整汽膜提早瓦解。这主要是由于深度约为10 μm的微孔孔壁相当于“肋片”，使得表面局部冷却，随着淬火过程的继续，汽膜厚度逐渐减薄，较大的表面粗糙度使得孔壁顶部更容易“击穿”汽膜，发生固液接触。而且与初始阶段接触未润湿的固液“点接触”^[18]不同，当微多孔表面的某一点与液体接触时，表面较强的芯吸性使得周围液体被迅速抽吸进周围的蒸干区域，增大了液体的润湿面积，进一步加速了汽膜的瓦解，使得淬火沸腾由稳定膜态沸腾阶段过早过快地向过渡沸腾阶段转变。然而单借助汽膜演化无法较完全解释微多孔表面和其余表面的沸腾传热差别，具体固液接触状况还无法得知。后期研究中可通过电化学阻抗等方式间接测量表面固液接触情况，从而进一步分析表面沸腾传热机理。

4 结论

本文利用电化学阴极沉积的方法在不锈钢柱体上制备了一种微多孔表面，并对该表面在淬火冷却过程中的池沸腾传热特性及汽膜演化过程进行了试验研究，所得主要结论如下：

(1) 微多孔表面的“肋片效应”加速了膜态沸腾阶段稳定汽膜的瓦解，从而有效提高了淬火冷却效率，显著缩短了冷却时间(与亲水表面相比缩短了约52%)。

(2) 微多孔表面的芯吸特性增强了固液接触时的再润湿能力，使得较多的液体被抽吸进蒸干区域，加速了淬火过程中膜态沸腾阶段向过渡沸腾阶段的转变过程。

(3) 相比于亲水表面，微多孔表面强化了淬火过程中的沸腾传热，提高CHF及其对应温度。然而其CHF强化效果要略低于本次试验所测试的无孔超亲水表面。

(4) 在后续研究中拟采用电化学阻抗测试等方法间接定量表征在沸腾过程中表面的固液接触情况，以进一步阐明淬火过程中瞬态池沸腾传热的表面微观机理。