彭本利，馬學(xué)虎，蘭忠，徐威，溫榮福，白濤

(大連理工大學(xué)化學(xué)工程研究所，遼寧省化工資源清潔利用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024)

組合表面調(diào)控液滴特性強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱

彭本利，馬學(xué)虎，蘭忠，徐威，溫榮福，白濤

(大連理工大學(xué)化學(xué)工程研究所，遼寧省化工資源清潔利用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024)

制備了具有不同疏水區(qū)寬度和面積分率的疏水-親水間隔規(guī)則排列的組合表面。觀測常壓蒸汽在組合表面上冷凝時疏水區(qū)液滴的特性(液滴移除方式和最大液滴半徑)，利用格子Boltzmann方法模擬組合表面上凝液的運(yùn)動?？疾焓杷畢^(qū)、親水區(qū)寬度和表面過冷度對組合表面強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱的影響。利用滴狀-膜狀組合傳熱模型分析組合表面蒸汽冷凝傳熱性能的影響因素，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較。發(fā)現(xiàn)疏水區(qū)液滴自發(fā)地向親水區(qū)定向遷移，精細(xì)設(shè)計(jì)的組合表面可以實(shí)現(xiàn)蒸汽滴狀冷凝傳熱的強(qiáng)化，實(shí)驗(yàn)中強(qiáng)化因子可達(dá)1.20。疏水區(qū)寬度約為0.55 mm時組合表面的傳熱性能最大。表面過冷度越大，組合表面強(qiáng)化傳熱的效果越差，模型分析與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

凝結(jié)；傳熱；格子Boltzmann模擬；表面；組合傳熱模型；傳熱強(qiáng)化

引 言

液滴特性在許多領(lǐng)域如噴墨打印、噴霧冷卻、農(nóng)藥噴灑、微流控技術(shù)和滴狀冷凝過程中具有重要作用，直接影響過程效果、產(chǎn)品質(zhì)量和傳熱性能。蒸汽滴狀冷凝過程中，液滴尺寸和運(yùn)動方式是影響冷凝傳熱的關(guān)鍵因素。也是強(qiáng)化蒸汽滴狀冷凝傳熱的出發(fā)點(diǎn)和關(guān)鍵。Tanasawa等[1]實(shí)驗(yàn)研究指出滴狀冷凝傳熱性能隨冷凝表面液滴最大半徑增加而降低。Yamali等[2]認(rèn)為處于脫落狀態(tài)液滴是絕熱的假設(shè)可以很好地解釋上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果。Rose等[3-4]理論分析了液滴最大半徑對蒸汽冷凝傳熱性能的影響，得到了與Tanasawa等[1]相同的結(jié)果。說明調(diào)控液滴最大半徑及其尺寸分布可以強(qiáng)化和優(yōu)化蒸汽滴狀冷凝傳熱。梯度表面和組合表面由于其特有的表面自由能分布而用于蒸汽冷凝過程中液滴運(yùn)動和尺寸的調(diào)控進(jìn)而調(diào)控傳熱性能。

Daniel等[5-6]實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)蒸汽冷凝過程中液滴合并驅(qū)動液滴從潤濕性弱的區(qū)域向潤濕性強(qiáng)的區(qū)域定向遷移，速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于Marangoni效應(yīng)。同時發(fā)現(xiàn)這種快速的液滴自發(fā)遷移可以改變液滴的尺寸分布并可使蒸汽冷凝傳熱性能比膜狀冷凝提高3～10倍。Liao等[7-8]和Chaudhury等[9]實(shí)驗(yàn)和理論分析液滴在潤濕性梯度表面上的形狀和運(yùn)動特性，發(fā)現(xiàn)液滴自發(fā)運(yùn)動，液滴甚至可以沿著傾斜表面向上運(yùn)動，揭示了潤濕性梯度表面對液滴的調(diào)控。

除了潤濕性梯度表面驅(qū)動液滴自發(fā)運(yùn)動強(qiáng)化蒸汽冷凝之外，隨著表面制備技術(shù)的發(fā)展，其余功能表面如組合表面也逐漸成為了驅(qū)動冷凝過程中液滴移除、調(diào)控液滴半徑和強(qiáng)化傳熱的重要手段。馬學(xué)虎等[10-11]實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在PFA和裸銅等寬條紋間隔排列的組合表面上，蒸汽冷凝傳熱性能與完全滴狀冷凝傳熱性能相當(dāng)甚至略高于完全滴狀冷凝，指出組合表面蒸汽冷凝傳熱性能與組合方式有關(guān)。Yamauchi等[12]實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)疏水涂層-裸銅組合表面蒸汽冷凝傳熱性能隨條紋寬度的變化而發(fā)生改變。條紋設(shè)計(jì)越精細(xì)，組合表面?zhèn)鳠嵝阅茉絻?yōu)。Kumagai等[13]通過合適的設(shè)計(jì)使得組合表面最大傳熱性能與相同條件下完全滴狀冷凝傳熱性能相當(dāng)甚至略高，證明組合表面可以強(qiáng)化蒸汽滴狀冷凝傳熱。Grooten等[14]實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)組合表面通過驅(qū)動滴狀區(qū)液滴自發(fā)遷移運(yùn)動強(qiáng)化含不凝氣蒸汽冷凝傳熱性能。

但是，上述的研究并沒有對疏水區(qū)和親水區(qū)寬度進(jìn)行精細(xì)的組合設(shè)計(jì)，疏水區(qū)和親水區(qū)寬度相同，并沒有系統(tǒng)考察組合表面組合方式對傳熱性能的影響，也沒有從理論上對組合表面?zhèn)鳠嵝阅芎蛻?yīng)用場合進(jìn)行分析。鑒于此，本文基于理論分析和實(shí)驗(yàn)研究，設(shè)計(jì)不同疏水區(qū)寬度和面積分率的疏水-親水組合表面，觀測了組合表面上蒸汽冷凝過程凝液的運(yùn)動過程，利用格子Boltzmann方法模擬組合表面凝液的運(yùn)動過程?？疾焓杷畢^(qū)、親水區(qū)寬度和表面過冷度對組合表面強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱的影響。利用組合表面蒸汽冷凝傳熱模型分析組合表面蒸汽冷凝傳熱過程并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。系統(tǒng)地揭示組合表面?zhèn)鳠釞C(jī)理及其強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱的應(yīng)用場合，準(zhǔn)確地預(yù)測組合表面蒸汽冷凝傳熱性能，指導(dǎo)強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱組合表面的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 實(shí)驗(yàn)材料和方法

1.1 表面制備與表征

利用砂紙打磨、局部掩蓋、噴砂和十八烷基硫醇自組裝的方法在紫銅基體上制備了具有不同疏水區(qū)寬度和面積分率的疏水親水區(qū)規(guī)則間隔排列的組合表面，制備的組合表面實(shí)物如圖1所示。

圖1 疏水-親水組合表面實(shí)物Fig.1 Pictures of hydrophobic-hydrophilic hybrid surface(light: hydrophobic region；gray: hydrophilic region)

圖1中所示組合表面疏水區(qū)寬度分別為0.46、0.55、0.78、（0.95±0.02）(3種) 和2.30 mm。親水區(qū)寬度分別為（0.45±0.01）(3種)、0.86、1.33、2.10和2.50 mm。

利用接觸角測量儀(OCAH200, Dataphysics, Germany)表征和測試了組合表面疏水區(qū)和親水區(qū)的潤濕性，發(fā)現(xiàn)水在疏水區(qū)的接觸角為120°±5°，接觸角滯后高達(dá)40°，而親水區(qū)的接觸角則為50°±5°。利用多側(cè)頭三維形貌儀(Talysurf CLI 2000, Taylor Hobson Precision Ltd, England)測試了疏水區(qū)和親水區(qū)的粗糙度，結(jié)果如圖2所示。

由圖2可以看出，親水區(qū)由于利用320目(粒徑約為45 μm)沙粒做了噴砂處理，粗糙度較大，最大粗糙度深度可達(dá)30.59 μm，平均粗糙度為2.80 μm，而疏水區(qū)則較為光滑，最大粗糙度深度約為0.94 μm，平均粗糙度約為0.02 μm。

1.2 實(shí)驗(yàn)流程和數(shù)據(jù)處理

為考察組合表面蒸汽冷凝過程液滴特性和傳熱性能，將制備的組合表面安裝在豎壁冷凝實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。通過圖像采集系統(tǒng)觀測組合表面蒸汽冷凝中液滴運(yùn)動過程和尺寸。利用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時監(jiān)測并經(jīng)過數(shù)據(jù)處理得到蒸汽冷凝傳熱性能。

豎壁冷凝實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由蒸汽產(chǎn)生系統(tǒng)（即電加熱鍋爐、冷凝室、冷卻水系統(tǒng)、后冷系統(tǒng)、冷凝液收集系統(tǒng)）、數(shù)據(jù)采集和處理系統(tǒng)以及圖像采集系統(tǒng)組成。利用壓力傳感器和熱電偶對冷凝室內(nèi)溫度和壓力進(jìn)行監(jiān)測。冷卻水流量和蒸汽流量由閥門進(jìn)行調(diào)節(jié)。大氣壓利用水銀氣壓計(jì)進(jìn)行測量。采用高速攝像儀可視化冷凝過程液滴動態(tài)特性，液滴運(yùn)動和尺寸采用Image Pro Plus對圖像進(jìn)行處理獲得。采用熱電偶測量冷凝過程中冷凝塊內(nèi)溫度分布經(jīng)過數(shù)據(jù)處理得到蒸汽冷凝傳熱性能，實(shí)驗(yàn)流程、冷凝塊尺寸及內(nèi)部溫度測量位置見文獻(xiàn)[11, 15]。

冷凝塊為紫銅，經(jīng)四氟乙烯進(jìn)行絕熱，蒸汽冷凝過程中，冷凝塊內(nèi)傳熱可視為一維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱，冷凝塊內(nèi)安裝4個熱電偶，離冷凝塊上表面距離分別為x1、x2、x3和x4，蒸汽冷凝過程測得的溫度分別為T1、T2、T3和T4。熱電偶和壓力傳感器的精度分別為±0.05 K和±0.1 kPa。組合表面蒸汽冷凝傳熱通量qh、表面溫度Tw、表面過冷度ΔT和表面蒸汽冷凝傳熱系數(shù)h的處理方法見文獻(xiàn)[11, 15]。

為驗(yàn)證系統(tǒng)的可靠性，首先進(jìn)行常壓蒸汽膜狀冷凝實(shí)驗(yàn)，比較了蒸汽膜狀冷凝傳熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)值與修正的Nusselt模型計(jì)算值。實(shí)驗(yàn)過程蒸汽為飽和狀態(tài)且通過控制流量而使其完全冷凝，消除了蒸汽速度對冷凝過程的影響。對于圓形豎直表面的蒸汽冷凝，膜狀冷凝的理論值可以由O’Neill等[16]提出的公式計(jì)算

發(fā)現(xiàn)對于常壓蒸汽的膜狀冷凝，傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值和理論計(jì)算值的誤差在±10%范圍內(nèi)，說明系統(tǒng)穩(wěn)定性良好，測量結(jié)果可靠。

采用誤差傳遞原理[17]分析了實(shí)驗(yàn)過程中各參數(shù)的不確定性，主要實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表面過冷度和蒸汽冷凝傳熱通量的不確定性分別為±2.4%和±8.27%。

2 模擬方法和組合傳熱模型

2.1 液滴自發(fā)運(yùn)動的格子Boltzmann模擬方法

為了更為清晰和直觀地理解組合表面上疏水區(qū)液滴向親水區(qū)液膜自發(fā)遷移的過程，采用自由能格子Boltzmann方法對組合表面上液滴與液膜相接觸直至液滴完全遷移進(jìn)入液膜的過程進(jìn)行了模擬。格子Boltzmann方法(LBM) 作為一種從微觀粒子出發(fā)模擬宏觀流體特性的介觀方法已經(jīng)成為一種解決許多計(jì)算流體動力學(xué)的有效方法[18-25]。本文采用自由能方法中的D2Q9離散速度模型模擬液滴向液膜自發(fā)遷移的過程。離散粒子的演化方程以及模型驗(yàn)證的詳細(xì)介紹可參考相關(guān)文獻(xiàn)[26-28]。

圖2 組合表面各區(qū)域三維形貌圖Fig.2 Surface morphologies of different regions on hybrid surfaces

模擬了液滴初始半徑r0=0.8 mm，初始液膜厚度δ0=60 μm，液滴的接觸角θd=120°，不同親水區(qū)寬度組合表面上液滴自發(fā)遷移過程。

2.2 組合表面?zhèn)鳠嵝阅芊治龅慕M合傳熱模型

組合表面?zhèn)鳠嵝阅馨▋刹糠郑菏杷畢^(qū)和親水區(qū)傳熱貢獻(xiàn)。兩區(qū)域傳熱通量分別記為qDWC和qFWC，分別由滴狀和膜狀冷凝傳熱模型計(jì)算。

2.2.1 疏水區(qū)傳熱通量 疏水區(qū)傳熱通量可以計(jì)算為

與完全滴狀冷凝不同，組合表面疏水區(qū)最大液滴半徑由疏水區(qū)寬度進(jìn)行調(diào)控，根據(jù)幾何關(guān)系所得的組合表面最大液滴半徑可以寫為

2.2.2 親水區(qū)傳熱性能 組合表面膜狀區(qū)的傳熱通量可以計(jì)算為

組合表面膜狀區(qū)液膜厚度是影響膜狀區(qū)傳熱性能的主要因素，滴狀區(qū)冷凝液都從膜狀區(qū)移除，利用質(zhì)量守恒原理，得到膜狀區(qū)冷凝液膜的厚度。

2.2.3 組合表面?zhèn)鳠嵝阅?組合表面?zhèn)鳠嵬坑蓛刹糠纸M成：滴狀區(qū)和膜狀區(qū)傳熱貢獻(xiàn)。因此，組合表面?zhèn)鳠嵬客ㄟ^滴狀區(qū)和膜狀區(qū)傳熱性能的面積加權(quán)平均計(jì)算

滴狀和膜狀區(qū)面積分率fDWC和fFWC分別為

具體的計(jì)算過程可見文獻(xiàn)[29]。以此模型分析了組合表面蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子的影響因素。

3 結(jié)果與討論

3.1 疏水區(qū)液滴動態(tài)特性的調(diào)控

3.1.1 液滴自發(fā)遷移運(yùn)動的調(diào)控機(jī)制：實(shí)驗(yàn)結(jié)果

利用高速攝像觀測了不同疏水寬度組合表面上蒸汽冷凝過程凝液的運(yùn)動情況。圖3給出了不同組合表面疏水區(qū)液滴的移除過程。從圖3可以看出，當(dāng)疏水區(qū)寬度較小為0.55 mm，疏水區(qū)液滴完全從親水區(qū)移除，疏水區(qū)沒有液滴脫落，移除時間為毫秒級。在疏水區(qū)和親水區(qū)，由于其表面自由能不同，冷凝液的形狀不同，液滴的曲率半徑遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于液膜的曲率半徑，根據(jù)Young-Laplace方程pin?pout=2σ/r，可得疏水區(qū)液滴內(nèi)部的附加壓力比親水區(qū)液膜內(nèi)部的大得多。當(dāng)液滴和液膜相接觸時，這種附加壓力產(chǎn)生的壓差則成為了液滴向液膜運(yùn)動的驅(qū)動力，因此，液滴會自發(fā)地向液膜遷移。但是，當(dāng)疏水區(qū)寬度逐漸增加時，疏水區(qū)液滴的移除方式也會發(fā)生變化，當(dāng)疏水區(qū)寬度為2.30 mm時，疏水區(qū)液滴存在兩種移除方式，一種是液滴在親水區(qū)液膜的作用下從親水區(qū)定向遷移而移除，移除時間亦只需幾毫秒，另一種是液滴逐漸長大直到在自身重力作用下從疏水區(qū)脫落。與完全滴狀冷凝液滴脫落不同，組合表面液滴在脫落過程中，只要與親水區(qū)液膜接觸仍然會向親水區(qū)定向遷移。液滴移除方式可以利用組合表面疏水區(qū)寬度方便地調(diào)控。

圖3 組合表面疏水區(qū)寬度對液滴動態(tài)特性的調(diào)控 (上:WDWC=0.55 mm,液滴從親水區(qū)定向遷移而移除; 下:WDWC=2.30 mm, 液滴通過定向遷移和脫落兩種方式移除)Fig.3 Droplet dynamic properties adjustment with hydrophobic region width of hybrid surfaces

3.1.2 液滴自發(fā)遷移運(yùn)動的調(diào)控機(jī)制：模擬結(jié)果

圖4分別給出了液滴在液膜作用下自發(fā)遷移和親水區(qū)寬度對液膜厚度和穩(wěn)定時接觸角影響的模擬結(jié)果。從圖4(b)可以看出，當(dāng)液滴與液膜接觸時，液滴接觸線開始在表面移動，親水區(qū)液膜在疏水-親水區(qū)邊界作用下，厚度逐漸增加，最后液滴完全進(jìn)入液膜，而液膜則形成具有一定接觸角的穩(wěn)定球缺形。液滴向液膜定向遷移所需的時間為毫秒級，與液滴合并的特征時間相當(dāng)，隨親水區(qū)寬度增加，液膜厚度δl=h/2減小，與組合表面模型分析所得液膜厚度隨親水區(qū)寬度變化結(jié)果一致。液膜穩(wěn)定時形成的接觸角也隨親水區(qū)寬度的增加而減小。數(shù)值模擬再現(xiàn)了疏水-親水組合表面疏水區(qū)液滴自發(fā)遷移運(yùn)動過程，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好，定性地分析了組合表面疏水區(qū)液滴自發(fā)運(yùn)動機(jī)制。

3.1.3 疏水區(qū)寬度調(diào)控液滴最大半徑 受疏水區(qū)寬度的制約，蒸汽冷凝過程中疏水區(qū)液滴的移除存在不同的方式，因而疏水區(qū)最大液滴半徑也受疏水區(qū)寬度的限制和調(diào)控?？疾炝瞬煌杷畢^(qū)寬度組合表面上蒸汽冷凝過程中液滴的最大液滴半徑。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。

圖4 組合表面上液滴的自發(fā)遷移過程和模擬結(jié)果Fig.4 Migration process of droplet into liquid film on hydrophobic-hydrophilic hybrid surface(θd=120°,ri=0.8 mm,WFWC=3.44 mm)

圖5 組合表面疏水區(qū)最大液滴半徑與疏水區(qū)寬度的關(guān)系Fig. 5 Relationship between maximum droplet radius and hydrophobic region width of hybrid surfaces

由圖5可以看出，隨疏水區(qū)寬度增加，最大液滴半徑增加。疏水區(qū)液滴無需生長到底面接觸圓半徑與疏水區(qū)寬度相等時才從疏水區(qū)移除，因此比幾何關(guān)系rmax=WDWC/(2sinθ)計(jì)算所得小，根據(jù)滴狀冷凝傳熱性能與最大液滴半徑的關(guān)系[1]可知,最大液滴半徑的減小可以提高疏水區(qū)蒸汽冷凝傳熱性能。

3.2 疏水區(qū)寬度對組合表面強(qiáng)化冷凝傳熱的影響

考察了疏水區(qū)、親水區(qū)寬度和表面過冷度對組合表面蒸汽冷凝傳熱性能的影響。組合表面蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子定義為E=qh/qCDWC。圖6分別給出了組合表面疏水區(qū)寬度對蒸汽冷凝傳熱性能和冷凝傳熱強(qiáng)化因子的影響，疏水區(qū)寬度分別為0.46、0.55和0.78 mm，親水區(qū)寬度為0.45 mm±0.01 mm。

從圖6可以看出，隨疏水區(qū)寬度增加，組合表面蒸汽冷凝傳熱性能和傳熱強(qiáng)化因子先增加后減小，存在最佳疏水區(qū)寬度。當(dāng)疏水區(qū)寬度WDWC≈0.55 mm時，組合表面蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子高于1.20。同時可以看出，隨表面過冷度增加，組合表面蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子降低，在低表面過冷度下，組合表面更容易實(shí)現(xiàn)蒸汽滴狀冷凝傳熱強(qiáng)化。為組合表面設(shè)計(jì)和應(yīng)用場合提供了指導(dǎo)。

3.3 親水區(qū)寬度對組合表面強(qiáng)化冷凝傳熱的影響

考察了親水區(qū)寬度對組合表面蒸汽冷凝傳熱性能和傳熱強(qiáng)化因子的影響，如圖7所示。

由圖7可以看出，隨親水區(qū)寬度的增加，組合表面蒸汽冷凝傳熱性能逐漸降低，傳熱強(qiáng)化因子亦隨之降低。親水區(qū)寬度和表面過冷度較小時，組合表面蒸汽冷凝傳熱性能比完全滴狀冷凝高，強(qiáng)化因子大于1.0。當(dāng)疏水區(qū)寬度增加到一定程度，本實(shí)驗(yàn)中為WFWC=0.78 mm時，組合表面強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱的效果已經(jīng)喪失。蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子小于1.0。因此，組合表面親水區(qū)寬度不宜太寬。在低過冷度下親水區(qū)寬度的設(shè)計(jì)要求可以適當(dāng)放寬。

3.4 組合表面?zhèn)鳠嵝阅苣Ｐ头治雠c實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較

圖8給出了不同表面過冷度下蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子與疏水區(qū)寬度的關(guān)系?？梢钥闯?，組合表面蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子隨疏水區(qū)寬度的增加先增加后減小，存在最佳的疏水區(qū)寬度。同時發(fā)現(xiàn)，隨著表面過冷度的增加，組合表面蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子降低，在低表面過冷度下，合理設(shè)計(jì)組合表面可以強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱，當(dāng)表面過冷度增加時，組合表面強(qiáng)化蒸汽滴狀冷凝傳熱效果逐漸消失。驗(yàn)證了實(shí)驗(yàn)結(jié)果和組合表面?zhèn)鳠崮Ｐ偷臏?zhǔn)確性。

圖9給出了模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較。與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較時，模型分析過程中所用的最大液滴半徑為實(shí)驗(yàn)所測而非幾何關(guān)系計(jì)算所得。由圖9可以看出，模型分析結(jié)果可以很好地預(yù)測實(shí)驗(yàn)結(jié)果，大部分實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模型分析結(jié)果的偏差在±10%以內(nèi)，也說明了模型的可靠性。模型分析與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相互補(bǔ)充，為強(qiáng)化蒸汽冷凝傳熱組合表面的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供理論和實(shí)驗(yàn)指導(dǎo)。

圖6 組合表面疏水區(qū)寬度對蒸汽冷凝傳熱性能和冷凝傳熱強(qiáng)化因子的影響Fig.6 Influence of hydrophobic region width on heat transfer performance and steam condensation heat transfer enhancement factor of hybrid surface

圖7 組合表面親水區(qū)寬度對蒸汽冷凝傳熱性能和冷凝傳熱強(qiáng)化因子的影響Fig.7 Influence of hydrophilic region width on heat transfer performance and steam condensation heat transfer enhancement factor of hybrid surface

4 結(jié) 論

（1）組合表面液滴移除方式受疏水區(qū)寬度調(diào)控。當(dāng)疏水區(qū)寬度較小時，疏水區(qū)液滴自發(fā)向親水區(qū)定向遷移移除；當(dāng)疏水區(qū)寬度增加到與完全滴狀冷凝液滴脫落直徑相當(dāng)時，疏水區(qū)液滴一方面從親水區(qū)定向遷移移除，另一方面在自身重力下從疏水區(qū)脫落，脫落過程中，只要與液膜接觸則自發(fā)遷移進(jìn)入親水區(qū)。疏水區(qū)最大液滴半徑隨疏水區(qū)寬度的減小而減小，有利于疏水區(qū)的蒸汽滴狀冷凝傳熱。

圖8 不同親水區(qū)寬度和不同表面過冷度下組合表面蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子與疏水區(qū)寬度的關(guān)系Fig.8 Relationship between steam condensation heat transfer enhancement and hydrophobic region width of hybrid surfaces at different hydrophilic region width and surface subcoolings

圖9 模型分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較Fig.9 Comparison of theoretical analysis results and experimental results

（2）格子Boltzmann方法很好地模擬了疏水區(qū)液滴向親水區(qū)液膜自發(fā)遷移的過程，發(fā)現(xiàn)親水區(qū)液膜形狀為弓形，驗(yàn)證了組合模型中液膜形狀的假設(shè)。

（3）實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明組合表面?zhèn)鳠嵝阅茈S疏水區(qū)寬度的增加先增加后減小，存在最佳疏水區(qū)寬度；隨親水區(qū)寬度增加，組合表面?zhèn)鳠嵝阅芙档汀＞?xì)設(shè)計(jì)的組合表面可以強(qiáng)化蒸汽滴狀冷凝傳熱，傳熱強(qiáng)化因子可以高達(dá)1.20。在低表面過冷度下，組合表面對蒸汽冷凝傳熱的強(qiáng)化效果更明顯。

（4）組合傳熱模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果很好地吻合，可以預(yù)測組合表面?zhèn)鳠嵝阅芎椭笇?dǎo)組合表面設(shè)計(jì)。

符 號 說 明

E——蒸汽冷凝傳熱強(qiáng)化因子

f——面積分率

g——重力加速度，m·s?2

Hfg——水的汽化潛熱，kJ·kg?1

h——冷凝傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1

p——壓力，Pa

q——傳熱通量，kW·m?2

R——冷凝表面半徑，m

r——液滴半徑，m

T——溫度，℃

t——時間，s

W——寬度，m

x——熱電偶孔離表面的距離，m

δ——厚度，m

η——黏度，Pa·s

θ——角度，(°)

κ——系數(shù)

λ——熱導(dǎo)率，W·m?1·K?1

ρ——密度，kg·m?3

σ——表面張力，N·m?1

φ——潤濕勢函數(shù)

下角標(biāo)

CDWC——完全滴狀冷凝

DWC——滴狀冷凝區(qū)

d——液滴

e——有效

exp——實(shí)驗(yàn)結(jié)果

FWC——膜狀冷凝區(qū)

f——液膜

h——組合表面

i——界面，初始

in——內(nèi)部

l——液體

out ——外部

the ——理論分析結(jié)果

w ——壁面

0 ——初始時間

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Steam condensation heat transfer enhancement through droplet properties manipulation with hybrid surfaces

PENG Benli, MA Xuehu, LAN Zhong, XU Wei, WEN Rongfu, BAI Tao
(Liaoning Provincial Key Laboratory of Clean Utilization of Chemical Resources,Institute of Chemical Engineering,Dalian University of Technology,Dalian116024, Liaoning,China)

The hybrid surfaces with hydrophobic and hydrophilic regions arranged regularly and alternatively are prepared. Various widths and area fraction of the hydrophobic region are designed. The droplet properties (such as droplet drainage mode and maximum droplet radius) during steam condensation at atmospheric pressure are visualized. The motion process of condensate on hybrid surfaces is simulated by lattice Boltzmann method. The influences of the widths and surface subcooling of hydrophobic and hydrophilic region on enhancement of the steam condensation heat transfer of the hybrid surfaces are investigated. The influencing factors on the steam condensation heat transfer performance of hybrid surfaces are analyzed and calculated by hybrid condensation heat transfer model. The comparison between model and experimental results is also conducted. It is found that the droplet on the hydrophobic region can spontaneously migrate into the hydrophilic region. The dropwise condensation heat transfer of steam can be effectively enhanced by the finely designed hybrid surfaces. The enhancement factor of the heat transfer performance of the hybrid surface can approach to 1.20. When the width of the hydrophobic region is about 0.55 mm, the heat transfer performance of hybrid surface reaches the maximum. Furthermore, the effect of the heat transfer enhancement of hybrid surfaces decreases with the increase of surface subcooling. The comparison results indicate that the analytical (theoretical) results can well and convenientlypredict the experimental results.

condensation; heat transfer; lattice Boltzmann simulation; surface; heat transfer model of hybrid surfaces; heat transfer enhancement

Prof. MA Xuehu, xuehuma@dlut.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20150390

O 414.13

：A

：0438—1157（2015）10—3826—08

2015-03-27收到初稿，2015-04-27收到修改稿。

聯(lián)系人：馬學(xué)虎。

：彭本利（1984—），男，博士。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51236002)；高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金項(xiàng)目(20120041110018)。

Received date: 2015-03-27.

Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China (51236002) and the Doctoral Program Foundation for Returned Scholars, Ministry of Education of China (20120041110018).