耐腐蚀强化管外凝结换热的研究进展

王诗悦，高文忠，史文军，雷晴禾

(上海海事大学 商船学院，上海 201306)

换热器是广泛应用在石油化工、能源动力等产业的设备[1]，其工作性能的优劣影响着系统能耗。目前，常见的是管壳式冷凝器，模块化的结构设计简单[2]，但壳侧凝结换热是影响其传热性能的主要因素[3]。机械加工换热管表面可增加换热面积，达到提高冷凝传热效率的目的。近些年，凝结换热的强化管一般都采用高导热材料(铜、铝等)[4-6]，现有的实验数据表明[7-10]：低翅片铜管可使凝结换热系数提高8倍。但在一些存在严重腐蚀、高冲击力的制冷剂应用中，如盐水环境中运行的船舶冷凝器等[11]，防蚀是系统设计的一个重要因素，必须采用耐腐蚀材料，如铜镍合金、钛和不锈钢等[12-13]。

1 实验研究

换热管强化传热的研究开展，按照国际权威Bergles划分为三代：第一代为光滑管或光滑通道；第二代为平翅片、二维粗糙元、二维肋片管；第三代为三维粗糙元、三维肋片管[14]。

1.1 第二代强化管

第二代强化管的出现在原有光管的基础上进行了表面结构处理，早应用于管外蒸汽凝结换热研究的第二代强化管是低肋管。Gregorig[15]首次提出了凝结液的表面张力使翅片顶部液膜变薄的机理后，各国研发人员在低肋管的基础上，开发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，不仅增加了换热面积，而且减薄了凝结液膜。

Mills等[16]采用了由铜(Cu)、黄铜(Br)、铜/镍(Cu/Ni 70-30)制成的梯形翅片管，其中翅片密度为每英寸36片(36 fpi)。实验得到了Cu、Br和Cu/Ni管的凝结换热系数分别为相同材料光管的4.0，3.6和2.6倍。

相关研究者对制冷工质在不锈钢、黄铜、青铜和钛材强化管外凝结换热性能的研究[17-19]表明，对于水蒸气，当冷却水流速为3.5 m/s时，铜与不锈钢的总传热系数之比为2.6；对于乙二醇和R113，黄铜强化管的凝结换热系数分别可达其光管的2.42～2.76倍和3.16～3.72倍，青铜强化管分别可达其光管的2.14～2.52倍和2.85～3.56倍；对于 R134a，钛材低肋管的凝结强化系数是钛材光管的3.54～4.1倍。

不同于以上研究所用的制冷剂和水，Anna等[20]采用了Wieland公司研发的GEWA系列低翅片管，确定了碳素钢、不锈钢和钛管外纯组分(异丙醇、正戊烷、正庚烷、异辛烷)的凝结换热系数。实验测得低翅片管外凝结换热系数也可达到光管的3～8倍。

1.2 第三代强化管

为了弥补第二代强化管的不足，需进一步扩大管内外表面传热面积，来促进湍动，也就出现了能够使流体形成三元流动的第三代强化管。不同于第二代强化管，第三代强化管内或管外的肋或翅片或凹陷是不连续的，使翅片顶部、根部相互断开形成一个个独立体[21]。针翅片管具有肋化系数高的特点，其凝结换热系数一般高于低肋管1.5倍以上。

Ali和Briggs[17]的实验研究丰富了由耐腐蚀材料制成的此类型强化管外凝结的实验数据。Thermoexcel-C管(翅片C管)具有三维翅片结构，其凝结换热系数可达低肋管的2倍，比GEWA翅片管的约高0.8倍[22]。

Zhang等[23]对比了铜整体翅片管和铜镍合金翅片C管的凝结换热系数，前者比后者高出1倍以上。与二维表面强化管相同，导热系数对三维表面的管外冷凝传热也有较大影响。

赵创要等[24]研究表明了对于具有相同材质的强化管，三维高效管比低肋管强化效果好，且三维翅片表面更适合提高耐腐蚀管材的凝结换热。此外，Ji等[25]将钛、不锈钢、B10和B30铜镍合金强化管与同材质光管相比，在实验的热通量范围内，强化传热系数分别可以达到8.48，8.31，8.22和7.52。

文献[11，25-26]研究了翅片的高度及密度对凝结换热过程的影响。对于耐腐蚀管材，如不锈钢，由于翅片效率不佳，随着翅片高度的增加，传热系数会降低；管外凝结换热系数会随着翅片密度的增加而增加，反之，当翅片密度大于某一临界值时，凝结换热系数会减小。在冷凝强化传热技术的发展和研究过程中，针对管材和结构参数对冷凝强化管换热性能影响的研究，会有着更大的意义。

2 现有理论模型

不同于光滑单管外凝结换热，二维强化管表面结构的差异，使其求解模型具有多样性。目前，最常用的二维肋管外膜状凝结换热模型大致分为五种：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]建立了以竖壁和水平光管上Nusselt[32]理论解为基础的首个半经验模型，是只考虑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虑了重力和表面张力共同作用的影响。Rudy-Webb[29]进一步划分了淹没区和非淹没区，并将淹没区的换热引入模型中。Honda[29]提出了针对梯形肋片的模型。该模型考虑了凝结液淹没角、肋管上液膜形状以及肋片的导热系数和形状等因素，但却忽略了淹没区的重力效果。

Rose[30]通过量纲分析法将表面张力项引入 Beatty-Katz模型[27]，并采用修正因子来消除模型与具体问题的偏差。该模型适用于具有矩形或梯形截面的低肋管，是当前公认度较高的实用模型。Briggs[31]对Rose[30]模型进行了完善，将淹没区的换热与肋片效率引入其中，拓展了模型在管材导热系数较低的二维强化管上的应用。

Yun等[11]获得了R134a在19fpi与26fpi二维不锈钢管外的凝结换热系数与现有模型的对比分析结果：饱和温度为20 ℃时，Honda-Nozu模型[29]、Briggs-Rose模型[31]和Rose模型[30]的平均偏差分别为+19.0%，+55.6%，+92.8%；当饱和温度升至30 ℃时，Honda-Nozu模型[29]的平均偏差升至25.7%，而Briggs-Rose模型[31]与Rose模型[30]的平均偏差分别降至29.7%和29.1%。显然，冷凝温度为30 ℃时偏差较小，其原因是此时的凝结换热系数受淹没角和“Gregorig效应”的影响更多[32]。此外，Beatty-Katz模型[27]对实验数据的预测超出了2.7倍，Kumar模型[33]与19fpi 管试验值偏差为43.7%与26fpi管试验值偏差达252.9%。Beatty-Katz模型[27]对文献[13]不锈钢预测精度范围为-0.7%～11.2%。

有研究者对氨在二维钛管(32fpi)外凝结换热系数的实验值与预测值进行了比较。Briggs-Rose模型[31]的预测效果最好，对实验值高估了20%左右；Rudy-Webb模型[28]、Rose模型[30]和Briggs-Rose模型[31]的预测值比试验值高50%以上，其中，由于没有考虑翅片效率，Rose模型[30]偏差最大(+300%)。

Chong等[34]测试了R134a、R1234ze(E)和R290在冷凝温度为40 ℃时在钛强化管上的凝结换热并将实验结果与五种低肋管的预测模型比较，结果表明，Briggs-Rose模型[31]对R134a、R1234ze(E)的预测效果最佳，平均偏差分别为-15.3%～-9.4%和-25.6%～-11.2%，因热物性的差异，对R290的预测偏差值均较大。Kang[35]提出了与Beatty-Katz模型[27]类似的预测模型，对R134a在二维钛管(32fpi)外凝结换热系数的平均偏差为-5.5%。

当前，一维表面单管外的凝结换热问题已有较为完善的理论求解模型；二维表面管外膜状凝结换热的模型对管材、管表面结构以及工质物性等参数仍然具有较强的依赖性，模型的适用范围普遍较小；而对于三维表面强化管来说，由于表面结构的复杂性，还未建立起适用的理论求解模型。

3 结论与展望

强化管的凝结强化系数很大程度上取决于换热管材料的导热系数。大部分研究表明：①耐腐蚀强化管的凝结传热系数是光管凝结换热系数的3～8倍。②强化管的外部凝结过程取决于凝结液的滞留量，而凝结液的滞留量又取决于作用在液膜上的力，分别是凝结液的重力和表面张力。其中，表面张力对凝结液在翅片间排出或是滞留起关键性作用。③不同制冷剂的表面张力也是不同的，翅片上凝结液的滞留角度会随着翅片间距的减小而增加，而低表面张力的流体允许具有较小的翅片间距，如锯齿形。④当凝结液膜的厚度足够厚时，管外凝结热阻远大于管壁热阻，此时可忽略不计管材对传热系数的影响。

根据前述研究，当前国内外学者针对耐腐蚀管的凝结换热实验研究仍较为匮乏。对于管外凝结过程中所涉及到的两相流及边界层内的相互作用、传热传质机理等方面的研究已较为完善，但还处于依赖经验公式的阶段。此外，在深冷条件下耐腐蚀强化管对凝结换热过程影响的研究有待开展。