耐腐蝕強化管外凝結換熱的研究進展

王詩悅，高文忠，史文軍，雷晴禾

(上海海事大學 商船學院，上海 201306)

換熱器是廣泛應用在石油化工、能源動力等產業(yè)的設備[1]，其工作性能的優(yōu)劣影響著系統(tǒng)能耗。目前，常見的是管殼式冷凝器，模塊化的結構設計簡單[2]，但殼側凝結換熱是影響其傳熱性能的主要因素[3]。機械加工換熱管表面可增加換熱面積，達到提高冷凝傳熱效率的目的。近些年，凝結換熱的強化管一般都采用高導熱材料(銅、鋁等)[4-6]，現(xiàn)有的實驗數(shù)據(jù)表明[7-10]：低翅片銅管可使凝結換熱系數(shù)提高8倍。但在一些存在嚴重腐蝕、高沖擊力的制冷劑應用中，如鹽水環(huán)境中運行的船舶冷凝器等[11]，防蝕是系統(tǒng)設計的一個重要因素，必須采用耐腐蝕材料，如銅鎳合金、鈦和不銹鋼等[12-13]。

1 實驗研究

換熱管強化傳熱的研究開展，按照國際權威Bergles劃分為三代：第一代為光滑管或光滑通道；第二代為平翅片、二維粗糙元、二維肋片管；第三代為三維粗糙元、三維肋片管[14]。

1.1 第二代強化管

第二代強化管的出現(xiàn)在原有光管的基礎上進行了表面結構處理，早應用于管外蒸汽凝結換熱研究的第二代強化管是低肋管。Gregorig[15]首次提出了凝結液的表面張力使翅片頂部液膜變薄的機理后，各國研發(fā)人員在低肋管的基礎上，開發(fā)出了管外表面具有一定高度、一定片距和一定厚度肋片的翅片管，不僅增加了換熱面積，而且減薄了凝結液膜。

Mills等[16]采用了由銅(Cu)、黃銅(Br)、銅/鎳(Cu/Ni 70-30)制成的梯形翅片管，其中翅片密度為每英寸36片(36 fpi)。實驗得到了Cu、Br和Cu/Ni管的凝結換熱系數(shù)分別為相同材料光管的4.0，3.6和2.6倍。

相關研究者對制冷工質在不銹鋼、黃銅、青銅和鈦材強化管外凝結換熱性能的研究[17-19]表明，對于水蒸氣，當冷卻水流速為3.5 m/s時，銅與不銹鋼的總傳熱系數(shù)之比為2.6；對于乙二醇和R113，黃銅強化管的凝結換熱系數(shù)分別可達其光管的2.42～2.76倍和3.16～3.72倍，青銅強化管分別可達其光管的2.14～2.52倍和2.85～3.56倍；對于 R134a，鈦材低肋管的凝結強化系數(shù)是鈦材光管的3.54～4.1倍。

不同于以上研究所用的制冷劑和水，Anna等[20]采用了Wieland公司研發(fā)的GEWA系列低翅片管，確定了碳素鋼、不銹鋼和鈦管外純組分(異丙醇、正戊烷、正庚烷、異辛烷)的凝結換熱系數(shù)。實驗測得低翅片管外凝結換熱系數(shù)也可達到光管的3～8倍。

1.2 第三代強化管

為了彌補第二代強化管的不足，需進一步擴大管內外表面?zhèn)鳠崦娣e，來促進湍動，也就出現(xiàn)了能夠使流體形成三元流動的第三代強化管。不同于第二代強化管，第三代強化管內或管外的肋或翅片或凹陷是不連續(xù)的，使翅片頂部、根部相互斷開形成一個個獨立體[21]。針翅片管具有肋化系數(shù)高的特點，其凝結換熱系數(shù)一般高于低肋管1.5倍以上。

Ali和Briggs[17]的實驗研究豐富了由耐腐蝕材料制成的此類型強化管外凝結的實驗數(shù)據(jù)。Thermoexcel-C管(翅片C管)具有三維翅片結構，其凝結換熱系數(shù)可達低肋管的2倍，比GEWA翅片管的約高0.8倍[22]。

Zhang等[23]對比了銅整體翅片管和銅鎳合金翅片C管的凝結換熱系數(shù)，前者比后者高出1倍以上。與二維表面強化管相同，導熱系數(shù)對三維表面的管外冷凝傳熱也有較大影響。

趙創(chuàng)要等[24]研究表明了對于具有相同材質的強化管，三維高效管比低肋管強化效果好，且三維翅片表面更適合提高耐腐蝕管材的凝結換熱。此外，Ji等[25]將鈦、不銹鋼、B10和B30銅鎳合金強化管與同材質光管相比，在實驗的熱通量范圍內，強化傳熱系數(shù)分別可以達到8.48，8.31，8.22和7.52。

文獻[11，25-26]研究了翅片的高度及密度對凝結換熱過程的影響。對于耐腐蝕管材，如不銹鋼，由于翅片效率不佳，隨著翅片高度的增加，傳熱系數(shù)會降低；管外凝結換熱系數(shù)會隨著翅片密度的增加而增加，反之，當翅片密度大于某一臨界值時，凝結換熱系數(shù)會減小。在冷凝強化傳熱技術的發(fā)展和研究過程中，針對管材和結構參數(shù)對冷凝強化管換熱性能影響的研究，會有著更大的意義。

2 現(xiàn)有理論模型

不同于光滑單管外凝結換熱，二維強化管表面結構的差異，使其求解模型具有多樣性。目前，最常用的二維肋管外膜狀凝結換熱模型大致分為五種：Beatty-Katz模型[27]、Rudy-Webb模型[28]、Honda-Nozu 模型[29]、Rose模型[30]和Briggs-Rose模型[31]。

最早，Beatty-Katz[27]建立了以豎壁和水平光管上Nusselt[32]理論解為基礎的首個半經(jīng)驗模型，是只考慮重力作用的代表性模型。在之后的研究中，所建立的模型大多都考慮了重力和表面張力共同作用的影響。Rudy-Webb[29]進一步劃分了淹沒區(qū)和非淹沒區(qū)，并將淹沒區(qū)的換熱引入模型中。Honda[29]提出了針對梯形肋片的模型。該模型考慮了凝結液淹沒角、肋管上液膜形狀以及肋片的導熱系數(shù)和形狀等因素，但卻忽略了淹沒區(qū)的重力效果。

Rose[30]通過量綱分析法將表面張力項引入 Beatty-Katz模型[27]，并采用修正因子來消除模型與具體問題的偏差。該模型適用于具有矩形或梯形截面的低肋管，是當前公認度較高的實用模型。Briggs[31]對Rose[30]模型進行了完善，將淹沒區(qū)的換熱與肋片效率引入其中，拓展了模型在管材導熱系數(shù)較低的二維強化管上的應用。

Yun等[11]獲得了R134a在19fpi與26fpi二維不銹鋼管外的凝結換熱系數(shù)與現(xiàn)有模型的對比分析結果：飽和溫度為20 ℃時，Honda-Nozu模型[29]、Briggs-Rose模型[31]和Rose模型[30]的平均偏差分別為+19.0%，+55.6%，+92.8%；當飽和溫度升至30 ℃時，Honda-Nozu模型[29]的平均偏差升至25.7%，而Briggs-Rose模型[31]與Rose模型[30]的平均偏差分別降至29.7%和29.1%。顯然，冷凝溫度為30 ℃時偏差較小，其原因是此時的凝結換熱系數(shù)受淹沒角和“Gregorig效應”的影響更多[32]。此外，Beatty-Katz模型[27]對實驗數(shù)據(jù)的預測超出了2.7倍，Kumar模型[33]與19fpi 管試驗值偏差為43.7%與26fpi管試驗值偏差達252.9%。Beatty-Katz模型[27]對文獻[13]不銹鋼預測精度范圍為-0.7%～11.2%。

有研究者對氨在二維鈦管(32fpi)外凝結換熱系數(shù)的實驗值與預測值進行了比較。Briggs-Rose模型[31]的預測效果最好，對實驗值高估了20%左右；Rudy-Webb模型[28]、Rose模型[30]和Briggs-Rose模型[31]的預測值比試驗值高50%以上，其中，由于沒有考慮翅片效率，Rose模型[30]偏差最大(+300%)。

Chong等[34]測試了R134a、R1234ze(E)和R290在冷凝溫度為40 ℃時在鈦強化管上的凝結換熱并將實驗結果與五種低肋管的預測模型比較，結果表明，Briggs-Rose模型[31]對R134a、R1234ze(E)的預測效果最佳，平均偏差分別為-15.3%～-9.4%和-25.6%～-11.2%，因熱物性的差異，對R290的預測偏差值均較大。Kang[35]提出了與Beatty-Katz模型[27]類似的預測模型，對R134a在二維鈦管(32fpi)外凝結換熱系數(shù)的平均偏差為-5.5%。

當前，一維表面單管外的凝結換熱問題已有較為完善的理論求解模型；二維表面管外膜狀凝結換熱的模型對管材、管表面結構以及工質物性等參數(shù)仍然具有較強的依賴性，模型的適用范圍普遍較??；而對于三維表面強化管來說，由于表面結構的復雜性，還未建立起適用的理論求解模型。

3 結論與展望

強化管的凝結強化系數(shù)很大程度上取決于換熱管材料的導熱系數(shù)。大部分研究表明：①耐腐蝕強化管的凝結傳熱系數(shù)是光管凝結換熱系數(shù)的3～8倍。②強化管的外部凝結過程取決于凝結液的滯留量，而凝結液的滯留量又取決于作用在液膜上的力，分別是凝結液的重力和表面張力。其中，表面張力對凝結液在翅片間排出或是滯留起關鍵性作用。③不同制冷劑的表面張力也是不同的，翅片上凝結液的滯留角度會隨著翅片間距的減小而增加，而低表面張力的流體允許具有較小的翅片間距，如鋸齒形。④當凝結液膜的厚度足夠厚時，管外凝結熱阻遠大于管壁熱阻，此時可忽略不計管材對傳熱系數(shù)的影響。

根據(jù)前述研究，當前國內外學者針對耐腐蝕管的凝結換熱實驗研究仍較為匱乏。對于管外凝結過程中所涉及到的兩相流及邊界層內的相互作用、傳熱傳質機理等方面的研究已較為完善，但還處于依賴經(jīng)驗公式的階段。此外，在深冷條件下耐腐蝕強化管對凝結換熱過程影響的研究有待開展。