冷凝是高效的相变传热方式，在热力发电、航天动力^[1]、核电安全^[2]和热管理^[3]等领域发挥重要作用. 提高冷凝换热性能对节约能源和保障安全具有重要意义. 冷凝可以分为膜状冷凝和滴状冷凝，后者由于具有优异的冷凝传热性能成为强化冷凝传热的重要方向. 齐隽楠等^[4]研究蒸汽在疏水面上的冷凝传热性能，发现在30 kPa和相同过冷度情况下，滴状冷凝传热量是膜状冷凝传热量的2~4倍. Lu等^[5]发现，当过冷度较小时，液滴会自动脱离疏水冷凝面，滴状冷凝传热系数比膜状冷凝高155%. Lan等^[6]发现，在纯蒸汽滴状冷凝条件下，超疏水表面的传热性能明显低于光滑疏水表面，原因是冷凝液会滞留在超疏水表面的微纳米结构中，增大壁面热阻，抑制滴状冷凝传热性能. Wier等^[7]也提出在湿润超疏水表面上，液滴移动性下降，传热性能受到影响.

为了进一步提高滴状冷凝传热性能，有学者利用组合润湿性表面强化冷凝换热，基本原则是在冷凝面上构造不同润湿性区域来调控液滴行为，缩短液滴在表面的停留时间，减小热阻. Ji等^[8]基于仿生角度，构造不同间距的超亲水-疏水组合表面，发现当过冷度 $ \Delta T = 4.3\;{\rm{K}}$时，组合润湿性表面(间距为2.5 mm)的传热系数分别为亲水表面和疏水表面的2.2、1.6倍. Alwazzan等^[9]在冷凝器表面构建不同润湿性区域，发现当过冷度 $ \Delta T = 9.0\;{\rm{K}}$时，蒸汽在梯度润湿性表面的冷凝传热系数分别为完全膜状冷凝和完全滴状冷凝的4.8、1.8倍. 然而，同样是对组合润湿性表面的研究，Hu等^[10]通过实验研究得到不同的结论，发现当水蒸气体积分数较大时，蒸气在组合润湿性表面上的传热性能不如疏水翅片. 彭本利等^[11]发现亲-疏水组合表面的冷凝强化效果随疏水区宽度的增加先增大后减小，存在最佳的疏水区宽度，疏水区宽度过大会导致传热恶化.

组合润湿性表面确实可以强化冷凝传热，但强化效果受到表面结构和蒸汽量的限制. 当蒸汽量过大或表面结构设计不合理时，冷凝液无法及时排出，可能会覆盖冷凝面，影响传热. 针对上述问题，本研究从自然界受到启发，如仙人掌通过“功能协同”原理收集雾中的水分^[12]，以亲-疏水协同排液为基本思想，构造超亲水-超疏水两层结构表面，研究蒸汽在超疏水-超亲水（superhydrophobic-superhydrophilic，SHO-SHI）两层结构表面、光滑铜片制备的亲水性（hydrophilic，HI）表面和超疏水（superhydrophobic，SHO）表面上的冷凝传热.

如图1所示为密闭腔体内蒸汽冷凝实验系统. 实验系统主要包括加热系统、实验段（冷凝部分）、冷却系统和数据采集系统. 加热系统主要由方形加热片、220 V稳压电源、调压器和功率计组成. 加热片放置在腔体底部，功率可以达到300 W. 调压器可以使得加热片电压从0 V增大到220 V，功率计显示加热片的电压和功率. 在封闭腔体内，去离子水吸收底部加热片提供的热量产生蒸汽. 为了减小接触热阻，在底部铜板和加热片之间均匀涂抹一层导热硅脂. 实验段主要由冷凝铜板和超亲水乳突组成. 冷凝铜板一侧为冷却面，另一侧为超疏水冷凝面，蒸汽遇冷后会在超疏水表面冷凝. 冷却系统主要由冷却水箱、循环水泵、恒温器和体积流量计组成. 循环水泵可以控制冷却水体积流量，体积流量计直接显示体积流量数值. 恒温器的作用是保证冷却水入口水温保持一致. 在实验腔体下表面、腔体内部和冷却水进出口处布置K型热电偶，用于测量温度分布. 其中，热电偶T₁~T₆用来测量传热过程中冷凝铜板上各点温度，热电偶T₇~T₉用来测量底部加热温度. 蒸汽温度T_s由铠装热电偶T₁₂测量，冷却水进出口温度分别由热电偶T₁₀~T₁₁测量. 实验数据由Agilent数据仪采集，并传输到计算机中进行监控和记录. 此外，由于不凝结气体对蒸汽冷凝有较大影响^[13]，实验前系统必须抽真空. 使用高速相机来观察液滴冷凝过程，相机拍摄速度为6 000张/s，图片分辨率为1 016像素×1 016像素.

本实验制备3种特征结构表面，分别为光滑铜表面、超疏水表面和超疏水-超亲水组合结构表面. 制备方法如下.

1）光滑铜表面的制备：依次用不同规格（200~2 000目）的砂纸打磨铜表面，用去离子水多次冲洗. 为了除去铜表面的油污和氧化膜，将铜板依次放入丙酮试剂、无水乙醇和4.0 mol/L稀盐酸溶液中，在超声波环境下清洗3~5 min. 在取出铜板后，用去离子水冲刷表面，用氮气吹干后便得到光滑铜表面.

2）超疏水表面的制备：将铜板清洗干净，步骤与制备光滑铜表面过程相同. 将洁净干燥的铜板浸泡在3.2 mol/L KOH和0.12 mol/L（NH₄）₂S₂O₈组成的混合溶液中，在65 °C环境下反应10 min，在取出铜板后，用去离子水冲刷表面并用氮气吹干. 将铜板浸泡在质量分数为0.5%的1H, 1H, 2H, 2H-全氟癸基三乙氧基硅烷-正己烷溶液中1.5 h，取出铜板，在120 °C下烘烤2 h即可得到超疏水表面.

3）超疏水-超亲水两层结构表面的制备：用平均粒径为75 μm的电解铜粉制备超亲水乳突表面. 将铜粉均匀放在石墨模具中，固定后一起放入烧结炉. 炉内温度在3 h内以恒定升温速率从室温（约为25 °C）升高到850 °C，在达到850 °C后保温1 h. 自然冷却至室温后即可得到亲水性乳突表面. 为了使乳突表面具备超亲水性，将烧结好的乳突浸泡在质量分数为30%的双氧水中2.5 h，取出后用去离子水冲洗并用氮气吹干，最终得到超亲水乳突表面（superhydrophilic mastoid surface，SHI）. 将超亲水表面和超疏水表面（SHO）以螺栓固定得到组合结构表面（SHO-SHI）.

如图2所示为超亲水乳突的宏观尺寸和SHO表面与SHI表面的结合方式. 如图2（a）所示为烧结乳突的具体尺寸，可以看出，乳突分布在矩形铜网中部. 铜网呈矩形，长、宽分别为90、24 mm. 乳突呈圆锥体，底部直径为3 mm，高度为5 mm，相邻乳突之间的间距为8 mm. 如图2（b）、（c）所示为超亲水乳突和超疏水表面的组合方式. 由图2（b）可以看出，超疏水表面四周开4个小孔，小孔直径为2 mm，用于安装固定螺丝，在超亲水乳突的铜网面的对应位置也开4个小孔. 超亲水乳突紧贴超疏水表面，保持铜网平面与超疏水表面平行. 螺丝穿过两表面的小孔，固定得到超疏水-超亲水组合结构表面，具体组合结构如图2（c）所示.

如图3所示为超疏水表面和超亲水乳突表面的扫描电镜图（scanning electron microscope，SEM）. 如图3（a）、（b）所示为超疏水表面. 可以看出，超疏水表面具有大量花状结构，花簇直径为4~5 μm；“花瓣”呈薄片状，宽度约为500 nm. 超疏水表面上存在“微-纳”两级粗糙结构. 液滴在表面上的接触角（contact angle ，CA）约为154.7°. 如图3（c）、（d）所示为超亲水乳突表面. 可以看出，铜粉经烧结后呈块状分布，各铜粉块之间以烧结颈相连，形成许多微小通道. 烧结颈长度为2~3 μm，小孔直径为5~10 μm；经氧化后的铜表面具有叶片状和针状凸起，高度为150~200 nm，厚度为8~10 nm. 与超疏水表面相似，乳突表面也具有“微-纳”多尺度结构.

在实验中用K型热电偶测量温度，当温度在5 min内波动小于0.5 °C时，认为传热达到稳定状态. 为了减小系统误差，在系统达到热平衡后取10组数据计算平均值. 根据一维稳态传热^[14]，冷凝传热过程中的热流密度为

(1) $q = - \lambda \frac{{{\rm{d}}T}}{{{\rm{d}}x}} = \lambda {{({T_1} - {T_2})} / {({L_2} - {L_1})}}.$

式中：T₁、T₂分别为T₁、T₂测温点的温度，λ为紫铜板的导热系数，L₁、L₂分别为冷凝壁面与T₁、T₂测温点的距离.

壁面温度T_w和冷凝传热系数h表达式分别为

(2) ${T_{\rm{w}}} = {{q {L_1}} / \lambda } + {T_1},$

(3) $h = \frac{q}{{\Delta T}} = {q / {({T_{\rm{s}}} - {T_{\rm{w}}})}}.$

式中：T_s为腔体内蒸汽温度.

K型热电偶的测量精度为0.2 K，根据文献[15]计算可知，热流密度和冷凝传热系数的最大不确定度分别为6.71%、9.44%.

超亲水乳突的吸液性能对冷凝传热具有重要影响. 为了表征乳突的吸液能力，本研究定义液滴残留百分数ϕ=V/V₀，为在液滴被吸入过程中，乳突外液滴体积V与初始体积V₀（3.5 μL）之比. 在冷凝实验中，超疏水表面竖直放置，冷凝液会竖直地附在表面上，乳突尖端紧贴超疏水表面. 为了方便描述乳突尖峰与冷凝面的位置关系，定义乳突中轴线与竖直方向的夹角为θ. 在测试乳突的吸液能力时，为了尽可能使乳突能力测试的情况与冷凝过程中乳突吸液的情况保持一致，将亲水乳突和超亲水乳突均水平放置，即θ=90°. 在此前提下，研究亲水乳突和超亲水乳突的吸液情况. 如图4所示为在水平放置情况下，未处理和双氧水氧化处理的2种乳突液滴残留百分数ϕ随时间t的变化曲线. 可以看出，对于未处理的亲水乳突，液滴完全被吸收需60.0 ms. 对于超亲水乳突，液滴完全被吸入仅需15.0 ms. 由此可以说明超亲水乳突具备更强的吸液能力. 原因在于，经双氧水浸泡后，乳突表面出现纳米级针状结构，表面粗糙度增大. Wenzel方程^[15]如下：

(4) $\cos \;{\alpha _{\rm{w}}} = r \cos \; \alpha .$

式中：α_w为粗糙表面的真实接触角；α为光滑表面上的接触角；r为表面粗糙度因子，即固体表面的真实表面积与表观几何表面之比. 表面粗糙度增大会导致表面真实接触角α_w减小，乳突表面表现出超亲水性，吸液能力大大增强.

为了揭示不同特征表面对冷凝传热的影响，在3种特征表面上进行蒸汽冷凝实验，保持充液比为10%（工质为去离子水，体积为20 mL），调节底部加热功率Q获得不同过冷度，绘制不同冷却水体积流量下的传热系数-过冷度（HTC-ΔT）曲线，如图5所示. 如图5（a）所示为冷却水体积流量q_V=30 mL/min时，3种不同特征表面的传热系数随过冷度的变化关系. 可以看出，3种特征表面的传热系数均随过冷度增大而逐渐减小. 当过冷度相同时，SHO-SHI表面的HTC最大，HI表面的HTC最小. 当ΔT=5.0 K时，HI表面的传热系数约为17 kW/（m²·K），在相同过冷度下，SHO-SHI表面的传热系数约为80 kW/（m²·K），为HI表面传热系数的4.8倍，SHO表面的冷凝传热系数介于两者之间. 如图5（b）所示为当q_V=100 mL/min时，3种不同特征表面的冷凝传热系数随过冷度的变化关系. 图5（b）表现出与图5（a）相似的规律，SHO-SHI表面的传热系数最大. 当体积流量增大后，3个特征表面的传热系数略有下降，当ΔT=5.0 K，q_V=100 mL/min时，SHO-SHI表面的传热系数为53 kW/(m²·K)，和q_V=30 mL/min工况相比，换热系数下降约33%.

由上述分析可知，组合结构表面可以强化冷凝传热，根本原因是组合结构表面减小了传热热阻. 对于HI表面，蒸汽易发生膜状冷凝，冷凝液会覆盖在壁面上形成液膜，传热热阻较大. 对于SHO表面，蒸汽易发生滴状冷凝，传热热阻较小. 竖直壁面上方的大液滴会在重力作用下沿壁面滑落并带走沿途的小液滴，这一过程大大减少壁面液滴数量，大幅度降低传热热阻，因此在一定过冷度范围内，SHO表面的冷凝传热系数大于HI表面的冷凝传热系数. 这与文献[16]和[17]的结果一致. 在实际冷凝过程中，湿润的超疏水表面具有黏附性，冷凝液滴不易脱落. 对于SHO-SHI表面，由于超亲水乳突具备较强的吸液能力，冷凝液滴可以快速脱离壁面，最终加快了SHO-SHI表面的液滴更新，大大减小壁面传热热阻.

如图6所示为3种不同结构表面的热流密度随过冷度的变化关系. 由图6（a）、（b）可以看出，3种结构表面的热流密度均随过冷度的增大而增大，在相同过冷度下，SHO-SHI的热流密度最大. 当q_V=30 mL/min，ΔT=7.5 K时，SHO-SHI表面的热流密度约为520 kW/m²，分别是HI表面和SHO表面的3.8、1.9倍. 这一结果同样可以证明组合表面可以强化传热.

在冷凝传热过程中，冷凝液是蒸汽与壁面交换热量的热阻载体. 使冷凝液快速脱离冷凝壁面是强化传热的关键. 单一超疏水表面上的冷凝液滴只能在重力和上方液滴冲刷作用下离开表面. 组合结构表面上的冷凝液滴除受到重力驱动外，还受到其他2个驱动力：因锥形乳突上曲率半径不同而产生的拉普拉斯压差和因乳突内部微小通道产生的毛细吸力. 在这2个力的共同作用下，液滴可以快速脱离冷凝面，减小传热热阻，最终提高冷凝传热性能. 如图7所示为液滴在拉普拉斯压差作用和毛细吸力作用下的运动情况. 受力分析如下：

1）拉普拉斯压差驱动. 如图7（a）所示为接触锥形乳突后液滴的运动情况. 液滴运动的曲率差由r₁、r₂产生（r₁、r₂分别为液滴两侧的乳突半径）. 乳突上的拉普拉斯压差^[18]可以表示为

(5) $\Delta P = - \int_{{r_2}}^{{r_1}} {\frac{{2\gamma }}{{{{\left( {r + R} \right)}^2}}}} \sin \;\beta {\rm{d}}{\textit{z}}.$

式中：r为乳突的局部半径，R为乳突上液滴的半径，γ为液体表面张力，β为锥形结构的半顶角，dz为沿锥形乳突高度上的积分变量. 在接触锥形乳突后，液滴逐渐扁平化，在拉普拉斯压差的作用下向乳突底部移动，并被吸入乳突内部.

2）毛细吸力驱动. 如图7（b）所示为液滴在乳突内部的受力. 超亲水乳突内存在大量微小通道，为了方便说明，将乳突内的微小通道等效为毛细管，管径为D，这些微小通道将产生驱使液滴运动的毛细吸力F_c. 液滴在运动过程中，还会受到因与管壁摩擦而产生的黏性阻力f_n. 实际上，管内液滴渗透和运动的主要驱动力F_n为毛细吸力和黏性阻力的差值^[19]：

(6) ${F_{\rm{n}}} = {F_{\rm{c}}} - {f_{\rm{n}}} = \frac{{2\gamma \cos \;{\alpha _{\rm{w}}}}}{{{r_{\rm{p}}}}} - \frac{{8\eta x}}{{r_{\rm{p}}^2}}\left( {\frac{{{\rm{d}}x}}{{{\rm{d}}t}}} \right).$

式中：r_p为毛细通道的有效半径，η为流体黏度，t为时间，x为渗透长度. 由式（6）可知，毛细力正比于r_p^{− 1}，小孔径毛细管具有更强的毛细吸力. 本实验采用微米级铜粉，乳突内通道的有效孔径较小，约为5 μm（见图3（c）），可以产生较大的毛细吸力，最终促使液滴快速脱离表面.

乳突不可能无限制的吸收液滴，当乳突内充满液体后，会怎样呢？对此进行如图7（c）所示的实验. 发现液体仍然被乳突吸走，原因在于乳突具有锥形结构，当液滴接触到乳突后，会因曲率半径的不同在乳突上产生拉普拉斯压差ΔP，方向指向乳突根部（见图7（a））. 液滴会在这一压差作用下向乳突根部移动，最终在重力的作用下沿基部流下，如图7（c）右图所示.

在冷凝传热中，冷却侧工况对传热性能具有重要影响. 为了揭示冷却水体积流量对传热性能的影响规律，在0~250 mL/min区间选取3个不同冷却水体积流量（30、100、200 mL/min）进行冷凝实验. 如图8所示为在不同加热功率Q下，SHO-SHI表面的冷凝传热系数随冷却水体积流量的变化情况. 可以看出，冷凝传热系数随冷却水体积流量的增大而逐渐减小. 当Q=20 W，q_V=30 mL/min时，HTC=72 kW/（m²∙K）. 保持Q=20 W不变，在冷却水体积流量增大至200 mL/min后，传热系数大幅度下降，仅为13 kW/（m²∙K）. 在其他加热功率下，传热系数的变化规律与Q=20 W时相似. 这一现象的主要原因是，当其它条件不变时，增大冷却水体积流量会增大壁面过冷度，进而提高冷凝面上液滴的生长速率^[20]，短时间内液滴量增多，可能形成大液滴甚至液膜，增大传热热阻，减小传热系数.

（1）双氧水通过改变亲水乳突的表面结构，增大表面粗糙度，提高亲水性. 与亲水乳突相比，超亲水乳突具有更好的吸液性能.

（2）蒸汽在超亲水-超疏水组合结构上的传热性能优于超疏水表面和光滑表面. 在相同工况下，当ΔT=5.0 K时，蒸汽在SHO-SHI上的传热系数分别为超疏水表面和光滑表面的1.8、4.8倍. 另一方面，表面冷凝传热系数随冷却水体积流量的增大而逐渐减小. 大的冷却水体积流量不利于冷凝传热.

（3）蒸汽在组合结构表面冷凝时，冷凝液滴在接触乳突结构后会受到拉普拉斯压差作用，除此之外，液滴还受到乳突内部通道内产生的毛细吸力. 在2个驱动力的共同作用下，冷凝液滴可以快递离开冷凝面，大大减小传热热阻，提高冷凝传热性能.