周發(fā)賢，賴展程，胡海濤，丁國良

（上海交通大學制冷與低溫工程研究所，上海 200240）

0 引言

海上浮式天然氣液化裝置（Floating Liquefied Natural Gas，FLNG）高效運行，依賴于天然氣液化預冷流程中制冷劑向海水充分散熱[1]，但現有海水換熱器的制冷劑側傳熱系數較低，換熱管易受沖擊損壞[2]。泡沫金屬是一種輕質多孔材料，比表面積大、比剛度高和相變換熱能力強[3]。金屬泡沫管相比光管具有更大的抗沖擊強度和換熱能力[4]，符合海水管殼式換熱器冷凝換熱和結構強度的要求，具有很好的應用潛力。

在換熱器運行過程中，氣相在換熱表面冷凝，冷凝液積聚生長，并粘附在金屬纖維表面[5]，減少了有效傳熱面積，增大了流動冷凝阻力，降低了泡沫金屬對冷凝換熱的強化效果[6]。在海洋復雜的環(huán)境下，換熱器在運行時不可避免受到海浪、臺風和季風的影響[7]，累積在泡沫金屬內的液體受到重力與海上晃蕩的耦合作用下，存在遷移、合并和脫落等現象，使泡沫金屬的疏泄特性發(fā)生變化。部分液體無法排出泡沫金屬，阻礙流動冷凝并影響換熱特性。因此要充分發(fā)揮泡沫金屬換熱器強化換熱效果，必須明確晃蕩工況下泡沫金屬內液體的疏泄特性。

關于泡沫金屬內液體疏泄特性，已有研究僅分析了非晃蕩工況下結構與表面特性的影響[8-9]，關于晃蕩工況下疏泄特性的研究報道較少。關于非晃蕩工況疏泄特性的研究結果表明，泡沫金屬疏泄性能依賴于孔密度，隨著孔密度的減小，泡沫金屬疏泄性能得到改善[8]。泡沫金屬表面的親水改性在低孔密度下強化了疏泄性能，在高孔密度下惡化了疏泄性能；相比泡沫鋁，泡沫銅表面接觸角更小，疏泄性能更好[9]。上述針對非晃蕩工況的研究成果，沒有反映晃蕩的影響。對于海上晃蕩工況下，泡沫金屬內的液體運動受到晃蕩帶來的慣性力影響，導致疏泄機理的變化，已有關于非晃蕩工況的研究成果無法反映上述機理。

關于泡沫金屬換熱特性的研究，已有研究包括泡沫金屬內的單相換熱、相變蓄熱、池沸騰、流動沸騰和冷凝換熱。研究結果表明，流體通過泡沫金屬骨架時不斷改變流速的大小和方向，加快了流體的擾動，強化了換熱效果[10-11]；隨著孔密度的增大，流體的攙混和分離加劇，強化換熱效果增強[11-13]。隨著孔隙率的減小，泡沫金屬的熱導率增大，換熱熱阻減小[14]。當流體在泡沫金屬表面相變換熱時，相變生成物易在骨架結構內積聚阻塞，換熱阻力增大，強化傳熱效果惡化[15-16]。為了保證泡沫金屬強化冷凝效果，必須將冷凝液及時疏泄。但是截至目前，還沒有關于晃蕩工況下泡沫金屬疏泄特性的研究報告。

本文實驗測量了海上晃蕩工況下泡沫金屬液體疏泄后的殘余質量，研究海上晃蕩工況下不同結構的泡沫金屬液體疏泄性能，為設計優(yōu)化泡沫金屬管用于提高海上管殼式換熱器性能提供理論指導。

1 實驗設計

1.1 實驗目的與實驗設計

對于泡沫金屬管換熱器，在持續(xù)冷凝過程中，冷凝液體不斷凝結生長、合并和脫落。疏泄的液體又滴落到下方的泡沫金屬管，進而影響其流動疏泄的過程。本實驗通過噴頭對泡沫金屬進行持續(xù)的噴淋滴注，使液體在泡沫金屬內流動疏泄，并搭配晃蕩裝置，測量泡沫金屬在晃蕩工況下的疏泄特性。實驗過程需要測量不同結構、不同晃蕩工況下，泡沫金屬內存液量。

圖1所示為噴淋滴注測試實驗臺，該實驗臺主要包括晃蕩機構和疏泄裝置兩部分?；问帣C構中的控制模塊首先將不同頻率和角度的橫搖運動形式轉化成數字信號，然后通過單片機信號控制器輸出脈沖信號到步進電機驅動器，驅動轉動電機和轉動桿攜帶樣件進行晃蕩運動；疏泄裝置中將水作實驗流體，通過噴頭滴注到泡沫金屬上形成流動疏泄，并調節(jié)滴注流路的閥門控制滴注的速度保持不變。噴頭的結構如圖2所示，其底部開孔帶有硅膠滴水孔，保證液體穩(wěn)定平均地滴注在樣件中。最終通過天平（量程200 g，精度± 0.1 mg）稱量在晃蕩工況與穩(wěn)定工況下的泡沫金屬樣件的質量。

圖1 噴淋滴注測試實驗臺

圖2 滴注噴頭

對于泡沫金屬管應用于管殼式換熱器，需要保證冷凝液體及時疏泄，應采用孔隙率較大的開孔泡沫金屬，且孔密度不宜過大。結合相關泡沫金屬的相關研究[17]，實驗樣件孔密度選取5、10、20和40 PPI，孔隙率選取0.95，如圖3所示。

圖3 泡沫金屬樣件照片

1.2 實驗工況

根據海上晃蕩理論，船舶晃蕩運動可視為六自由度的周期性簡諧運動耦合而成[18]，而橫搖運動是海上典型的晃蕩工況[19]，如圖4所示。因此本文選取了橫搖工況展開實驗研究。

圖4 橫搖運動

對于大型FLNG船舶，其橫搖運動的轉動半徑可達10 m以上量級。因此在考慮實際實驗條件時，應保持實驗系統(tǒng)的晃蕩加速度與實際海況船舶運動加速度相同，將海上船舶橫搖運動的角度和頻率轉換成實驗系統(tǒng)的角度和頻率，設計實驗工況范圍。

實驗中橫搖的角度范圍0°～25°，頻率為0～1 Hz，如表1所示。

表1 實驗測試工況

1.3 實驗步驟

詳細的實驗操作分為 4個步驟：1）稱取泡沫金屬的質量M0；2）將泡沫金屬樣件浸入水中，使其完全浸潤后取出，水平固定在夾具上；3）通過滴注噴頭向泡沫金屬滴注液體，待其實驗現象穩(wěn)定后停止滴注，稱量得到穩(wěn)定工況的泡沫金屬樣件和存液量 Mst；4）啟動晃蕩機構，使樣件實現晃蕩；待樣件內液體停止疏泄后，關閉晃蕩機構。稱量得到疏泄后泡沫金屬樣件及存液量之和Msl。

1.4 實驗數據處理及誤差分析

測量橫搖與穩(wěn)定工況下泡沫金屬樣件的質量得到其表面殘余水量。穩(wěn)定工況與橫搖工況泡沫金屬樣件的單位體積存液量的計算公式如下：

式中，Δmst和Δmsl分別為穩(wěn)定和橫搖工況下泡沫金屬樣件單位體積存液量，kg/m3；M0為泡沫金屬樣件的凈質量，kg；Mst和Msl分別為穩(wěn)定和橫搖工況下樣件和存液量之和，kg。

將橫搖工況與穩(wěn)定工況的存液量之比定義為橫搖影響因子 β，用來衡量橫搖對泡沫金屬疏泄性能的影響程度，如公式(3)所示。β越小，說明橫搖對疏泄性能提高幅度越大。

由MOFFAT[20]的研究方法可求得，單位體積存液量的最大誤差為1%；β的最大誤差為2%。

2 結果與討論

2.1 靜止工況下泡沫金屬疏泄的疏泄特性

圖5所示為穩(wěn)定工況下，泡沫金屬內單位體積存液量隨孔密度的變化。由圖5可知，隨著孔密度的增加，泡沫金屬單位體積存液量（Δmsl）增加；

當孔密度從5 PPI增加到10 PPI時，Δmsl增加了95%；當孔密度從10 PPI增加到20 PPI時，Δmsl迅速增加了280%；當孔密度從20 PPI增大到40 PPI時，Δmsl的增加幅度減小。

圖5 泡沫金屬內單位體積存液量隨孔密度的變化

泡沫金屬內單位體積存液量取決于液體存在于泡沫孔隙的形態(tài)。圖6所示為不同孔密度時泡沫金屬表面液體的形態(tài)。對于孔密度為5 PPI的泡沫金屬，其胞元的孔徑較大，金屬纖維之間的間距較大，液體不易于在胞元內形成穩(wěn)定的液橋；液體流動到泡沫金屬底部時以液滴形狀懸掛分布。對于孔密度為10 PPI的泡沫金屬，底部分布的液體以液橋或液層的形式存在；隨著孔密度從5 PPI增大到10 PPI，纖維的間距減小，毛細管力的增大使液體在胞元間形成液橋；當液橋相互聯(lián)結合并，形成液層。對于孔密度為20 PPI和40 PPI的泡沫金屬，液體在泡沫金屬整個底部鋪展，充滿了底部泡沫金屬的孔隙，形成液層，導致存液量迅速增多?？酌芏葹?0 PPI相比20 PPI的存液量增多，原因是孔徑減小使毛細作用增強，液層的厚度增加。

圖6 不同孔密度泡沫金屬內液體形態(tài)

2.2 橫搖角度對泡沫金屬疏泄性能的影響

圖7所示為橫搖角度對不同孔密度的泡沫金屬內疏泄特性的影響。由圖7可知，隨著橫搖角度的增加，泡沫金屬的單位體積存液量（Δmsl）減小。當橫搖角度（θ）從0°增加到25°時，孔密度為10 PPI泡沫金屬受橫搖影響程度均為最大，在θ=25°時，橫搖影響因子（β）僅有0.55，說明在橫搖工況下，孔密度為10 PPI內液體更容易疏泄。對于孔密度為5 PPI的泡沫金屬，隨著θ的增加，β近似線性減小，θ的影響程度幾乎不變。對于孔密度為20 PPI的泡沫金屬，隨著θ從5°增加到15°時，泡沫金屬內單位體積的存液量平穩(wěn)減?。划敠却笥?5°時，β迅速減少；當θ達到25°時，將近43%的液體疏泄排走；雖然孔密度為40 PPI的泡沫金屬與孔密度為20 PPI的相比，底部均有液層，但由于毛細作用的增強，其疏泄的液體質量緩慢地隨著θ的增加而減小，在θ=25°時，β只有0.92。

圖7 橫搖角度對不同孔密度的泡沫金屬疏泄特性的影響

由圖7還可知，對于孔密度為10 PPI和20 PPI的泡沫金屬，隨著橫搖角度的增大，β曲線分別在橫搖角度15°附近的時候減小的幅度突然增大。當θ大于 15°臨界橫搖角度時，單位體積存液量大幅減小，說明當超過臨界橫搖角度時，殘留在泡沫金屬內部的大量液體疏泄排走。原因可能是，隨著θ的增大，液體受到的毛細管力和表面張力在豎直方向向上的分力不斷減小，重力和額外慣性力在豎直方向向下的分力不斷增大；當θ超過臨界值時，液體受到豎直向下的合力作用更為突出，迅速疏泄排走。隨著孔密度增大，θ增大，原因是孔徑減小，液體的毛細管作用增強。對于孔密度為5 PPI和40 PPI的泡沫金屬的曲線，并沒出現臨界橫搖角度，原因是5 PPI的泡沫金屬纖維間距較大，懸掛液滴并沒有相互聯(lián)結形成液層；而40 PPI毛細管力較大，對液體吸附作用更強，液體難以疏泄。

2.3 橫搖頻率對泡沫金屬疏泄性能的影響

圖8所示為橫搖頻率對不同孔密度泡沫金屬疏泄特性的影響。由圖8可知，隨著橫搖頻率（f）的增加，液體受到的額外慣性力增大，不同孔密度的泡沫金屬內單位體積存液量（Δmsl）減小，橫搖影響因子（β）近似線性減小?？酌芏确謩e為 10、5、20和40 PPI的泡沫金屬受f的影響依次減小，孔密度為10 PPI的泡沫金屬在0.25～1.00 Hz的頻率范圍內，β的下降幅度最大，最低可達76%；原因可能是，孔密度為10 PPI的泡沫金屬毛細管作用較小，額外慣性力和重力共同作用更加突出，在橫搖工況下液體相互聯(lián)結后從邊緣流走。對于孔密度為 40 PPI的泡沫金屬，f較低時，額外慣性力較小，沒有液體疏泄排走；隨著f的增加，Δmsl減小，但由于毛細管作用突出，Δmsl量及β下降幅度緩慢，當頻率為1.0 Hz時，僅有4.2%的液體疏泄排走。

圖8 橫搖頻率對泡沫金屬疏泄特性的影響

3 結論

本文搭建了滴注疏泄測試實驗臺，在穩(wěn)定和橫搖工況下，分別測量了孔密度分別為5、10、20和40 PPI的泡沫金屬內液體疏泄后的殘余質量，得到如下結論：

1）泡沫金屬內液體形態(tài)的差異影響著橫搖和穩(wěn)定工況下的疏泄特性。隨著孔密度從5 PPI增加到40 PPI，泡沫金屬底部的液體形態(tài)從部分懸掛液滴逐漸變成完整液層，存液量增加了近300%；

2）隨著橫搖角度和頻率的增大，泡沫金屬疏泄性能變好，存液量減小。對于表面液體以液橋或液層形式存在的泡沫金屬，橫搖角度超過臨界角度時，存液量迅速減??；

3）在橫搖工況下，10PPI、95%孔隙率泡沫金屬的疏泄性能最優(yōu)，40 PPI的疏泄性能最差，存液量在實驗工況范圍內最多變化了45%和8%；結合本文關于泡沫金屬疏泄特性的研究成果，繼續(xù)開展泡沫金屬在晃蕩工況下的冷凝傳熱特性研究，可為設計優(yōu)化泡沫金屬管提高海上管殼式換熱器性能提供理論指導。