* 2013.11.15 受付

** 横浜国立大学大学院工学研究院機能の創生部門 〒240-8501 横浜市保土ヶ谷区常盤台 79-5

TEL: (045)339-4010 E-mail: morisho@ynu.ac.jp

論 文

ハニカム多孔質体上部に形成される合体大気泡が 飽和プール沸騰限界熱流束に与える影響*

The Effect of Coalescent Vapor Bubbles Formed on a Honeycomb Porous Plate

on the CHF in a Saturated Pool Boiling

丸 岡 成

** 森 昌 司** 奥 山 邦 人 **

MARUOKA Naru MORI Shoji OKUYAMA Kunito

Abstract The critical heat flux (the CHF) in a saturated pool boiling of water was investigated experimentally under the attachment of a honeycomb porous plate on the heated surface. In the previous study, the CHF was shown experimentally to be enhanced to more than double that of a plain surface. According to the proposed capillary limit model, the CHF can be increased by decreasing the thickness of the honeycomb porous plate. However, the CHF could not be greatly enhanced under the condition that the thickness of the honeycomb porous plate was comparable to the thickness of the macrolayer formed beneath vapor masses. As a result, it was found that honeycomb porous plates should be composed by the superposition of two kinds of porous materials and each of the honeycomb porous plates must fulfill the following conditions for CHF enhancement in a saturated pool boiling. First, a honeycomb porous plate, installed just on the heated surface, has very fine pores to supply water to the heated surface by strong capillary action, and the thickness of it should be as thin as possible to decrease the pressure drop caused by water flow inside the honeycomb porous plate. Second, the other honeycomb porous plate , placed just on the honeycomb porous plate stated above , is structured to hold a sufficient amount of water in order to prevent the inside of the honeycomb porous plate from drying out during a coalescent vapor bubble staying on a honeycomb porous plate .

Keywords: Pool boiling, Enhancement of CHF, Porous material, Macrolayer, Coalesced bubbles

1. 緒 言

プール沸騰の熱伝達または限界熱流束の向上を

目的として、沸騰伝熱面にマイクロフィンや微細

孔などのマイクロ加工を施したり[1,2]、焼結や溶

射などにより伝熱面に一様な多孔質層を形成させ

た研究[3-8]、などが活発に行われている。一様で

厚い多孔質層を伝熱面上に焼結させると、伝熱面

近傍の多孔質体内部で発生した蒸気が排出されに

くく、乾燥領域が拡大しやすくなるため、除熱流

束は低下する[9]。一方、一様で薄い多孔質層を伝

熱面上に焼結すると、その限界熱流束が裸面の場

合に比して、約 2 倍まで向上する[7]。

Stubos ら[10]は毛管力を有効に利用して限界熱

流束を向上させるには伝熱面近傍で発生した蒸気

を排出する孔を設けることが有効であることを解

析により示した。Wu ら[11]は、一定の間隔の蒸気

排出流路を有する金属多孔質体を伝熱面上に設け、

多孔質体の幾何寸法が限界熱流束に与える影響を

実験的に検討している。また中島ら[12]は、伝熱

面上に縦横および軸方向にトンネル構造を持つ 3

次元多孔質体スタッドを伝熱面上に設置し、限界

熱流束を向上させている。ただし、Wu ら[11]およ

び中島ら[12]の研究では、伝熱面積の拡大効果以

上の限界熱流束の向上は得られていない。

Lienhard ら[13]は、金属製のハニカム構造体を伝

熱面上に装着し、有機液体を用い限界熱流束を裸

面の場合の最大 2.36 倍まで向上させている。ハニ

カム構造体を用いた場合に限界熱流束向上効果が

特集号推薦論文

特に大きいのは、一つのセル内に一つの蒸気柱し

か存在しない程度に小さいセルを用いた場合であ

る。特にセル幅が蒸気柱の直径（テイラー不安定

波長の半波長）に近づくにつれて、限界熱流束は

高くなる。この限界熱流束予測式は式(1)で与えら

れる（ただし、実際にはセル幅が小さくなりすぎ

ると粘性の影響により、液体がセル内部に供給さ

れにくくなり、限界熱流束は予測値よりも小さく

なる）。

2,

14.1d

j

zCHF

CHF

A

N

q

q

(1)

gld g

3

2 (2)

25.025.0, 24 glfggzCHF ghq

(3)

ここで、Nj：伝熱面上に存在する蒸気柱の数、A：

伝熱面積、：表面張力、l：液体の密度、g：気

体の密度、hfg：蒸発潜熱、である。

Liter and Kaviany[14]は多孔質層厚さの周期的変

化の距離を変えることで、作動流体にペンタンを

用い、裸面の場合の約 3 倍まで限界熱流束を向上

させている。この場合の限界熱流束予測式は、多

孔質層厚さの変化の波長を Zuber の限界熱流束モ

デルにおけるテイラー不安定波長の代わりに用い

て、以下の式で与えられる。

5.0

8

m

gfgCHF hq

(4)

ここで、m：多孔質層厚さの周期的な変化の波

長、である。ただし、これらの流体力学的不安定

のメカニズムによる限界熱流束の向上[13-15]に関

する実験的な研究は、その多くは有機液体や冷媒

などについてである。限界熱流束の向上率が大で

も、それら限界熱流束の絶対値は、最大でも 0.76

MW/m2[14]と小さい。

以上をまとめると多孔質体を伝熱面に設けるこ

とでプール沸騰の限界熱流束が向上するメカニズ

ムには、（1）毛管力による液体供給、（2）伝熱面

積の拡大、（3）流体力学的不安定に起因する液体

供給などが関連していると考えられる。そこで、

著者らは、飽和プール沸騰において大伝熱面積の

高熱流束除去を目的としてハニカム多孔質体（毛

管力による液体供給を行う細孔と伝熱面で発生し

た蒸気の排出孔を有する）を伝熱面上に装着する

だけという極めて、安価・シンプルな方法を提案

している[16]。これによって、飽和プール沸騰の

限界熱流束（大気圧下、水、伝熱面直径：30 mm）

を裸面の場合の 2.5 倍（qCHF=2.5 MW/m2）まで向

上できることを実験的に示した[16]。

Fig.1 は、ハニカム多孔質体断面の一部を拡大し

たものである。ハニカム多孔質体を用いた場合、

毛管力により伝熱面へ液体が供給され、発生した

蒸気は蒸気排出孔から流出する。限界熱流束状態

に達する時の力学的な釣り合いは、式(5)で示すよ

うに、水が多孔質体内を通過する際に発生する摩

擦損失pl、蒸気流が蒸気排出孔を通過する際に発

生する摩擦損失pg、および蒸気の加速損失pa の

和が最大毛管圧力に等しくなる場合と考えられる。

ただし、実際には多孔質体内の伝熱面近傍には蒸

気層が存在している可能性も考えられるが、本モ

デル（以下、毛管限界モデル）では単純化する目

的で多孔質体内部は伝熱面直上まで液体で満たさ

れていると仮定している[16]。

aglc pppp max, (5)

ここで左辺はラプラスの式より、右辺第 1 項は

ダルシーの法則、右辺第 2 項はハーゲン・ポアズ

イユ流れにおける圧力損失、右辺第 3 項は蒸気の

加速損失より、以下のように与えられる。

2

2max

4

maxmax

22

2

fggg

g

fggg

hg

fglw

hl

eff hdn

Q

hdn

Q

hKA

Q

r

(6)

Fig.1 Schematic view of steam and water flow in a

honeycomb porous plate attached on a heated

surface.

ここで、：表面張力[N/m]、reff：有効細孔半径

[m]、l：水の粘性係数[Pa・s]、g：蒸気の粘性係

数[Pa・s]、Qmax：最大熱移動速度[W]、h：構造体

厚さ[m]、K：透過係数[m2]、Aw：ハニカム多孔質

体の断面積[m2]、l：水の密度[kg/m3]、g：蒸気の

密度[kg/m3]、hfg：蒸発潜熱[J/kg]、dg：蒸気排出孔

の一辺の長さ、n：蒸気排出孔の個数である。

また、既報[16]より、蒸気排出孔の大きさがミ

リメートルオーダーの場合、pg およびpa はpl

に比して、無視出来るほど小さいため、式(6)から

伝熱面積を A とすれば、限界熱流束 qCHFは次式の

ように単純化され、qCHFを算定することができる。

Ar

AhK

A

Qq

hleff

wfglCHF

2max (7)

式(7)より、ハニカム多孔質体と伝熱面の接触面

積 Aw を固定した場合、有効細孔半径 reff、構造体

厚さh を小さく、透過係数 K を大きくすることで

qCHFが向上すると考えられる。式(7)で算定される

qCHF の予測値から、既報[16]で用いたハニカム多

孔質体（NA ハニカム多孔質体、長峰製作所製：

有効細孔半径 reff：1.8 m、空隙率=0.25、構成物

質：カルシウムアルミネート（CaO・Al2O3）：

30~50wt%、溶融シリカ（Fused SiO2）：40~60wt%、

および二酸化チタン（TiO2）：5~20wt%）よりも qCHF

の向上が期待できる多孔質体として、市販品のメ

ンブレンフィルターがある（2.2 節参照）。

そこで本報では、MF-ミリポアに蒸気排出孔を

設け、伝熱面上に装着した場合の限界熱流束向上

効果について実験的に検討を行った。さらに MF-

ミリポアの上部に、MF-ミリポアよりも透過係数

が 10 倍程度大きい多孔質体を設置したところ、

MF-ミリポアのみの場合に比して限界熱流束がさ

らに向上するという興味深い結果を得た。 2. 実験装置および実験方法

2.1 実験装置概要

Fig.2 は実験装置の概略を示す。伝熱面はプール

底面と同じ高さで、流体と接する伝熱面直径は 30

mm である。加熱は銅円柱底部に埋め込んだカー

トリッジヒータにより行った。伝熱面から下方へ

それぞれ 10 mm（TC1）、15 mm（TC2）の位置の

銅円柱中心軸上に0.5 mm のK型シース熱電対を

設置し、この 2 つの熱電対の測定値を外挿して伝

熱面温度を、指示温度差、設定距離及び銅の熱伝

導率からフーリエの式より伝熱面熱流束を算定し

た。

プールは、内径 87 mm のパイレックスガラス製

で内部沸騰様相が観察できる。試験液体は蒸留水、

水深は 60 mm、システム圧は 0.1 MPa で、予備ヒ

ータで伝熱面周囲の液体を加熱して飽和温度を維

持した。発生した蒸気は冷却器で凝縮させて容器

内に戻した。

実験は、カートリッジヒータに所定の電圧を印

加して加熱を行い、TC1および TC2の温度変化が、

10分間で0.25 K以下となった場合に定常状態に達

したとみなし、測定を行った。以上の操作を、定

常状態が維持できなくなり、壁温が急上昇を開始

して、バーンアウトが発生するまで繰り返した。

またバーンアウトが発生した場合には、直ちに加

熱を中止し、その直前の熱流束を限界熱流束（以

下、qCHF）とした。

2.2 ハニカム多孔質体

Fig.3 は、伝熱面上に装着したハニカム多孔質体

（直径 30 mm）およびその拡大図を示す。(a)は、

市販のメンブレンフィルターである MF-ミリポア

AAWP04700、メルクミリポア製（以下、MF-ミリ

ポア）に蒸気排出孔を作製したものである。その

成分は、酢酸セルロースと硝酸セルロースの混合

物である。Table1 に示すように、有効細孔半径 reff、

透過係数 K、および空隙率はそれぞれ 0.4 m、

6.9×10-14 m2、0.82 である。また、セル間距離 lp、

セルの直径 dg（以下、セル径）、および開口率はそれぞれ 2.4 mm、1.9 mm、0.57 とし、これらの幾

何寸法は既報[16]で除熱特性に優れていた NA ハ

ニカム多孔質体を参考に決定した。ハニカム多孔

質体の構造体厚さh（以下、板厚）は 0.15 mm の

ものを用い、伝熱面に導電性の接着剤（アレムコ

Fig.2 Schematic diagram of experimental apparatus.

ボンド 525）を用いて固定した。なお、実験前後

で MF-ミリポアの吸水性に変化のないことを確認

した。

さらに、Fig.3 の(b)は、MF-ミリポアと板厚以外

は同一幾何形状の金属多孔質体、太盛工業製（以

下、金属ハニカム体）である。金属ハニカム体は、

Table1 に示すように、有効細孔半径 reff=18 m、

透過係数K =6.6×10-13 m2、空隙率=0.70、板厚h=1.0

mm、SUS316L 製であり、MF-ミリポアより透過係

数は約 10 倍大きい。金属ハニカム体は、接着剤を

用いずに、0.3mm のステンレス線で MF-ミリポ

ア上または伝熱面上に固定した。

2.3 測定精度

熱流束、過熱度、および熱伝達率の平方誤差q、

(Tsat)、およびh は、誤差の伝播の公式[17]より、

それぞれ以下のように表される。

2

22

2

11

2

11

2

TT

q

TT

qqq

q

(10)

22

22

2

11

2

satsat

satsat

sat

TT

TT

Tq

q

T

T

(11)

22

qq

hT

T

hh sat

sat

(12)

ここで、T1：TC1 での温度[K]、T2：TC2 での温

度[K]、：(T1＋T2)/2 における銅の熱伝導率[W/(m・

K)]、：TC1 と TC2 間の距離[m]、：TC1 から

伝熱面までの距離[m]、=0.018[W/ (m・K)]、

1=0.03[mm]、2=0.03[mm]、T1 = 0.25[K]、

T2=0.25[K]である。Table1 に、各実験条件におけ

るq、(Tsat)、およびh のそれぞれの絶対値に

対する相対誤差の一例を示す Table2 より熱流束

が大きくなるほど、相対誤差が小さくなることが

わかる。

3. 実験結果および考察

Fig.4 は、(a)MF-ミリポアのみを伝熱面上に装着

した場合、(b)MF-ミリポアの上に金属ハニカム体

を重ねて設置した場合、さらに、(c)裸面の場合の

沸騰曲線を示す。矢印で示す値は各条件での qCHF

である。

この図より、(c)裸面の場合（1.08 MW/m2）に比

して、qCHF は(a)MF-ミリポアのみの場合には 1.32

MW/m2、さらに、(b)MF-ミリポアの上に金属ハニ

カム体を重ねて設置した場合には、qCHF は 2.06

MW/m2 まで向上した。また、金属ハニカム体のみ

を設置した場合は qCHF=1.94MW/m2 である。ただ

し、この結果は MF-ミリポアのように接着剤を用

いて伝熱面上に設置したものではなく、ワイヤー

により物理的に伝熱面に押し付けて固定しており、

伝熱面との接触状況は接着剤を用いた場合と大き

く異なる。したがって、接着剤で伝熱面に固定し

q

[MW/m2]

ΔT sat

[K]

h

[kW/(m2・K)]

Δq /q[%]

Δ (ΔT sat )/ΔT sat

[%]

Δh /h[%]

1.2 16 77 2.7 2.7 3.81.5 18 83 2.3 2.3 3.21.8 20 91 1.9 2.0 2.82.0 21 95 1.8 1.8 2.5

Table2 Relative uncertainties of the measured

quantities.

Fig.3 Test porous plates.

Table1 Characteristic and geometric values of

test porous plates.

MF-millipore Metal HP

r eff [μm] 0.40 18

K ×1014 [m2] 6.9 66

[-] 0.82 0.70

d g [mm] 1.9 1.9

l p [mm] 2.4 2.4

δ h [mm] 0.15 1.0

[-] 0.57 0.57

た MF-ミリポア＋金属ハニカムの場合と単純には

比較できない。この(a)と(b)の実験結果について、

前述の毛管限界モデルを考慮すれば、(b)の場合が

多孔質体内部を水が通過する際の摩擦損失が(a)の

場合より大きくなるので、qCHF は低下すると考え

られるが、実験結果はその反対となった。すなわ

ち、毛管限界とは別の要因により限界状態に達し

ている可能性がある。

そこで、ハニカム多孔質体上部に形成される合

体泡の影響に着目した。裸面における限界熱流束

モデルの一つに原村らの提案するマクロ液膜消耗

モデル（以下、原村・甲藤モデル）がある[18]。

このモデルでは、合体泡の滞留時間中に伝熱面上

のマクロ液膜が消耗し尽くすときを限界の条件と

している。原村らは Davidson ら[19,20]の、液中を

上昇する単一気泡の運動に関する解析を用いて、

沸騰における合体泡の成長速度の測定結果から、

合体泡の離脱周期の予測値d,1 を式(13)で与えてい

る。

16

11,

4

4

3 511

5351

1,

v

g gl

gld

(13)

fgg

d

h

qv

2

1 (14)

gld g

3

2 (15)

ここで、：気泡運動に随伴する液体体積[-]（気

泡の単位体積あたり）、v1：気泡の体積成長速度

[m3/s]である。なお、高速度カメラを用いて沸騰様

相を観察した結果、ハニカム多孔質体装着時も裸

面の場合と同様に一定の離脱周期で合体泡が離脱

する様子が観察された。その離脱周期は式(13)で

算出した値とほぼ同程度となっており、ハニカム

多孔質体設置による合体泡離脱周期への影響は小

さいと考えられる。

合体泡滞留時間d の間に伝熱面上に加えられた

熱量とマクロ液膜の蒸発に消費される熱量とのエ

ネルギー収支から、次式が成立する。

fglldCHF hVAq (16)

ここで、Vl：d の間に消耗されるマクロ液膜の

液量[m3]である。なお、d およびマクロ液膜厚さ

l をこのモデルから予測すると、1 MW/m2 の場合

には、d =78 ms、l =37 m と算定される。

一方、ハニカム多孔質体装着時において、その

上部に合体泡が滞留する間に多孔質体内の液体が

消耗し尽くされる場合には、毛管限界でなく、多

孔質体内部の液枯れ現象により、qCHF に到達する

と考えられる。多孔質体が保持できる最大液体保

持量を Vp とすると、その値は次式のようになる。

hwp AV (17)

Vl = Vp とし、式(17)を式(16)に代入すれば、合

体泡滞留中に多孔質体内の液体が消耗し尽くされ

るのにかかる時間d,2 は式(18)となる。この値と式

(13)から得られる合体泡離脱周期d,1 を比較し、多

孔質体内部で液枯れ現象が生じているかの検討を

行った。

Fig.4 Boiling curves of (a) MF-millipore, (b) MF

-millipore with metal honeycomb porous

plate and (c) plain surface.

Table3 d,1 estimated from eq.(13) and d,2 estimated

from eq.(18).

Aq

hA

CHF

fglhwd

2,

(18)

Table3 は、(a)MF-ミリポアのみの場合、および、

(b)MF-ミリポア上に金属ハニカム体を重ねて設置

した場合について、qCHF 時における合体泡滞留中

にハニカム多孔質体内部で液枯れ現象が生じてい

るかを検討した結果を示す。(a)MF-ミリポアのみ

の場合には、d,1 d,2となっている。このことは、

MF-ミリポア内部で合体泡滞留中に液枯れが生じ

ていることを示唆している。一方、(b)MF-ミリポ

ア上に金属ハニカム体を重ねて設置した場合には、

d,1<d,2となっており、合体泡が滞留している間に

も十分な液量が存在すると考えられる。これらの

結果から、MF-ミリポアのようにh が 100 m 程度

とマクロ液膜と同程度に薄い厚さの多孔質体のみ

を装着する場合には、合体泡がハニカム多孔質体

上部に滞留する間に多孔質体内部の液体がすべて

蒸発して qCHFに到達すると考えられる。一方、(b)

の場合に qCHFが向上したのは、金属ハニカム体が

液体保持部として機能し、合体泡滞留時に消耗さ

れる MF-ミリポア内部の液体は金属ハニカム体か

ら供給されることで MF-ミリポア内部の液枯れが

防がれ、その結果、(a)の場合と比して、より高熱

流束下において、MF-ミリポアの毛管力により伝

熱面上に液体を供給することができたと考えられ

る。なお、上記の解析では、セル内の伝熱面直上

の液膜は考慮していない。この理由として蒸気排

出口（セル径：φ1.9mm）から蒸気が噴出してい

るため、セル内部に液体が直接流入しにくく、結

果として、その底部に液膜が形成されにくいと考

えられるためである。（バーンアウト発生条件にお

ける総セル孔面積に対する平均蒸気流速は(a)の場

合には約 1.7 m/s、(b)の場合には約 2.7 m/s、である）。

また、各セル内の伝熱面直上に、Rajvanshi ら[21]

が提案するマクロ液膜厚さと同じ厚さの液膜が形

成されると仮定し検討も行った。その結果、ハニ

カム多孔質体内部の液体およびセル内の伝熱面上

の液膜がすべて蒸発するのに要する時間は、(a)の

場合には 135ms、(b)の場合には 386ms、となった。

なお、上記で述べたように、(b)については、多孔

質体内の液枯れではなく、毛管限界に起因して、

限界状態に到達すると考えられる。しかし、その

詳細なメカニズムは Fig.1 で示したような単純な

モデルではなく、伝熱面近傍の多孔質体内部での

乾燥領域形成による液体供給阻害の効果や合体泡

滞留中に多孔質体内部の液位が低下し、ハニカム

多孔質体内部の底部と上部の 2 箇所に気液界面が

形成され、その上部に形成される気液界面は伝熱

面への液体供給を阻害すると考えられる。そのた

め、それらも含めた形で限界熱流束モデルを検討

する必要がある。

Fig.5 は、(a)～(c)の各条件での過熱度と熱伝達

率の関係を示す。この図から、(c)裸面に比して、

ハニカム多孔質体を装着することで、熱伝達率が

大となることがわかる。裸面の場合より、ハニカ

ム多孔質体を設置した場合に熱伝達率が向上する

メカニズムについては、ハニカム状多孔質体を設

置した際のセル部および多孔質体直下での局所

熱伝達率を測定し、今後検討を行う。

ところで、大きな毛管力を得るために多孔質体

の細孔径を小さくすると、一般的には透過係数は

小さくなる。また、式(7)に示すように Aw を固定

している場合に qCHF を向上させるには板厚h を

薄くするしかない。一方、上述したように板厚を

マクロ液膜と同程度まで薄くすると合体泡が多

孔質体上部に滞留する間に、多孔質体内部の液体

が蒸発、消失して限界に達すると考えられる。

以上で得られた知見より、ハニカム多孔質体を

用いて qCHF をさらに向上させる方法をまとめる

と、伝熱面に液体を供給する多孔質体は、細孔径

および板厚が小さいものを用い、そのハニカム多

孔質体の上部に合体泡滞留時にも液枯れが起き

ないように、液体保持用の透過係数のできるだけ

Fig.5 Heat transfer coefficients of (a) MF-millipore,

(b) MF-millipore with metal honeycomb

porous plate and (c) plain surface.

0 10 20 30

50

100

150

ΔTsat [K]

h [k

W/(

m2 ・

K)]

(a)MF-millipore

(b)MF-millipore with metal HP

(c)Plain surface

大きな（液流による圧力損失ができるだけ小さい）

多孔質体を用いて二層構造にすることが有効であ

ると考えられる。

ただし、qCHF 向上率はハニカム多孔質体の性状

や幾何形状などにも影響されるので、それらにつ

いても今後検討を行う必要がある。

4. 結 言

蒸気排出孔を持つ多孔質体を伝熱面上に装着し

た場合の限界熱流束および熱伝達率に対する向上

効果について実験的に検討した結果、以下の知見

が得られた。

(1) 板厚h が 100m 程度の薄い多孔質体の場合、

合体泡の影響を受け、多孔質体内の液枯れが

生じ、毛管限界より低い値で qCHFに達するこ

とが考えられる。

(2) 板厚h が 100m 程度の薄い多孔質体を装着す

る場合でも、その上に液体保持用の多孔質体を

設置することで、合体泡滞留中に、多孔質体内

の液体が消耗し尽くすのを防ぐことができる。

結果として、qCHFを向上させることができる。

(3) ハニカム多孔質体を伝熱面に設置することで

熱伝達率を向上させることができる。

謝 辞

本研究の一部は、鹿島学術振興財団および

CREST、JST の支援を受け実施されたことを明記し、

謝意を表す。

Nomenclature q : heat flux [W/m2] Nj : the number of vapor plume on heated surface [-] A : the heated surface area [m2] d : Rayleigh-Taylor wavelength in Zuber’s

hydrodynamic model [m] hfg : latent heat of vaporization [J/kg] g : acceleration of gravity [m/s2] m : the coating modulation wavelength on the

development of the stable vapor layer above the coated surface [m]

pc,max : the maximum capillary pressure [Pa] pl : the frictional pressure drops caused by the

liquid flow in the porous medium [Pa] pv : the frictional pressure drops caused by the the

vapor flow through the channels [Pa] pa : the accelerational pressure drop caused by

phase change from liquid to vapor [Pa]

reff : the effective pore radius [m] Qmax : the maximum heat transfer rate [W] h : the height of the honeycomb porous plate

[m] lp : the interval of vapor escape channels [m] dg : the vapor escape channel width of the

honeycomb porous plate [m] K : permeability [m2/s] Aw : the contacted area of honeycomb porous

plate with the heated surface [m2] n : the number of the vapor escape channels on

the heated surface [-] T1 : the temperature at TC1 [K] T2 : the temperature at TC2 [K] 1 : the distance between TC1 and TC2 [m] 1 : the distance between TC1 and boiling sur

-face [m] d,1 : the time calculated from eq.(13) [s] d,2 : the time calculated from eq.(18) [s] : the ratio of liquid volume associated bubble

motion to bubble volume [-] v1 : volume growing rate [m3/s] Vl : the volume of macrolayer [m3] Vp : the maximum liquid volume holding in

honeycomb porous plate [m3]

Greek letters : viscosity [Pa・s] : density [kg/m3] : porosity [-] : aperture ratio [-] : surface tension [N/m] : the thermal conductivitiy of the copper

evaluated at the arithmetic mean value of T1 and T2 [W/ (m・K)]

Subscripts g : gas phase l : liquid phase CHF : critical heat flux CHF,z : the predicted CHF based on the hydro-

dynamic limit of Zuber’s hydro- dynamic theory

参考文献

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