趙龍陸 陳 曄

(南京工業(yè)大學(xué))

水平管降膜蒸發(fā)器作為一種高效節(jié)能的換熱設(shè)備，其優(yōu)點為傳熱效率高、傳熱面積小、操作穩(wěn)定性好、傳熱溫差小[1,2]，相對于其他類型的換熱設(shè)備具有明顯的優(yōu)勢。影響水平管降膜蒸發(fā)器換熱效果的因素很多，眾多研究人員對此進行了大量研究[3～6]，但由于氣、液界面的波動引起水平管降膜蒸發(fā)傳熱復(fù)雜和實驗條件的差異，其研究結(jié)果有所不同，研究人員對傳熱系數(shù)的變化規(guī)律有不同意見, 因此有必要進一步對傳熱系數(shù)進行實驗研究和理論分析, 明確傳熱系數(shù)隨各操作因素的變化規(guī)律, 為設(shè)計與生產(chǎn)操作提供實驗和理論依據(jù)。

1 實驗設(shè)備及流程

實驗采用噴淋管式分布器噴淋物料，在噴淋管上以23mm為間隔均勻開孔，孔徑為3mm。液體從小孔中流出，均勻噴灑在水平蒸發(fā)管上。實驗中采用φ25mm×3mm的光滑管作為蒸發(fā)管，用鉑電阻溫度傳感器測量第一根蒸發(fā)管管壁溫度。

實驗流程如圖1所示。液體經(jīng)加熱儲罐加熱到所需溫度后，通過離心泵噴淋到水平管降膜蒸發(fā)器內(nèi)，經(jīng)蒸發(fā)管表面換熱蒸發(fā)，未蒸發(fā)的物料經(jīng)泵重新進入原液加熱儲罐，再次循環(huán)以上操作。蒸發(fā)管外產(chǎn)生的蒸汽通入冷凝器與冷卻水換熱冷凝，然后收集冷凝水，并測量數(shù)據(jù)。蒸汽段將去離子水通入電加熱蒸汽發(fā)生器加熱產(chǎn)生蒸汽，通過渦街流量計進入蒸發(fā)管內(nèi)。換熱后，在設(shè)備內(nèi)部冷凝的冷凝水通過汽水分離器進入冷凝水計量器記錄數(shù)據(jù)，蒸發(fā)管內(nèi)未冷凝的蒸汽通過汽水分離器進入蒸汽冷凝器，然后收集冷凝水并測量數(shù)據(jù)。

為排除結(jié)垢和腐蝕的影響, 以去離子水作為研究對象，實驗中蒸發(fā)側(cè)液體的溫度T=98.5℃，每組數(shù)據(jù)測量時間間隔為30min。

2 噴淋密度對熱通量、傳熱系數(shù)的影響

圖2為熱通量隨噴淋密度的變化規(guī)律。從圖2可以看出，傳熱溫差的變化對熱通量的影響尤為明顯，且熱通量隨噴淋密度的增大而持續(xù)增大，這與管外蒸發(fā)側(cè)液膜的擾動有關(guān)，隨著噴淋密度的增大，管外液膜流動由層流向紊流改變，對流傳熱增強，熱通量也隨之增大。但總的來說，噴淋密度對熱通量的影響并非十分顯著。

圖3為傳熱溫差不變(8℃)時傳熱系數(shù)隨噴淋密度的變化規(guī)律。從圖3可以看出，管外換熱系數(shù)隨噴淋密度的增加而增大，這是由于隨著噴淋密度的增加，管外壁液體的流速增加，液膜波動加劇，液膜層流底層減薄，熱阻減小，對流傳熱加強，利于換熱。雖然增加噴淋密度會使液膜厚度增加，不利于換熱，但實驗表明，當(dāng)噴淋密度小于0.25kg/(m·s)時，液膜擾動對于管外換熱系數(shù)的影響大于液膜厚度增加的增加對其的影響。這一結(jié)果與許莉等得到的結(jié)論一致[7，8]。

圖1 水平管降膜蒸發(fā)實驗流程示意圖

圖2 噴淋密度對熱通量的影響

圖3 噴淋密度對傳熱系數(shù)的影響

總傳熱系數(shù)隨噴淋密度的增加有一個先升后降的趨勢，當(dāng)噴淋密度為0.17kg/(m·s)左右時，取得其最大值，該變化趨勢與管外換熱系數(shù)截然不同。這是由于總傳熱系數(shù)中包含冷凝側(cè)傳熱系數(shù)，管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)的增大使得蒸發(fā)管內(nèi)蒸汽冷凝量增加、液膜變厚，從而減小了管內(nèi)蒸發(fā)傳熱系數(shù)，可能導(dǎo)致總傳熱系數(shù)的降低。另外，由于實驗過程中待蒸發(fā)物料實際上并未達(dá)到飽和溫度(工藝性要求)，隨著噴淋密度的增大，更多物料在蒸發(fā)管上需要先加熱到飽和溫度，然后再進行蒸發(fā)傳熱，物料升溫所耗費的熱量持續(xù)增加，故而由冷凝液量所計算的總傳熱系數(shù)持續(xù)降低。而且由于噴淋密度的增加，液滴飛濺不可避免，飛濺液滴與蒸發(fā)腔中的熱蒸汽進行熱量交換，在蒸發(fā)腔中消耗了一部分蒸汽，也會使基于出口冷凝液量所計算的總傳熱系數(shù)降低。

實驗研究結(jié)果表明：在水平管式降膜蒸發(fā)器工藝參數(shù)的設(shè)計中，雖然提高噴淋密度有助于蒸發(fā)管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)的增大，但過高的噴淋密度會導(dǎo)致蒸發(fā)總傳熱系數(shù)降低。從降低設(shè)備能耗、提高裝置的效費比角度來講，應(yīng)選擇合適的噴淋密度值，此次研究的最佳噴淋密度應(yīng)在0.12～0.20kg/(m·s)范圍內(nèi)。

3 溫差對傳熱系數(shù)、蒸發(fā)量的影響

當(dāng)噴淋密度為0.165kg/(m·s)時，傳熱溫差對蒸發(fā)管內(nèi)冷凝傳熱系數(shù)的影響如圖4所示。從圖4可以看出，管內(nèi)傳熱系數(shù)隨著溫差的增大而降低。溫差的增大使熱流體密度增大，導(dǎo)致管內(nèi)蒸汽的冷凝量增加，冷凝液膜增厚，使傳熱管底部蒸汽與傳熱管的接觸面積減小，傳熱管內(nèi)部的熱阻變大，導(dǎo)致管內(nèi)冷凝傳熱系數(shù)降低。提高管內(nèi)外的溫差使管外壁的過熱度增加，管外壁熱效率降低，因此，隨著溫差的增加，管外壁換熱系數(shù)也隨之有小幅度的減小?？倐鳠嵯禂?shù)隨著溫差的增加降低的很少，其隨著溫差的變化基本上穩(wěn)定在一個很小的范圍之內(nèi)。

圖4 溫差對傳熱系數(shù)的影響

圖5為噴林密度是0.157kg/(m·s)時溫差對管外蒸發(fā)蒸氣量的影響，可以看出隨著傳熱總溫差的增大，蒸發(fā)器的蒸發(fā)量明顯增加，溫差從3℃增大到10℃，其蒸發(fā)量增大了近3倍。

圖5 溫差對管外蒸發(fā)蒸氣量的影響

蒸發(fā)管內(nèi)外傳熱總溫差的增大不利于提高蒸發(fā)傳熱系數(shù)、冷凝傳熱系數(shù)和總傳熱系數(shù)，實際上也不利于提高設(shè)備的熱效率。但傳熱總溫差的增大確可明顯提高裝置的蒸發(fā)量。因此，在水平管式降膜蒸發(fā)器的設(shè)計過程中應(yīng)在滿足生產(chǎn)負(fù)荷的前提下，盡量降低傳熱總溫差以更好地起到節(jié)能降耗的作用。

4 水平管降膜蒸發(fā)管外傳熱系數(shù)實驗關(guān)聯(lián)式

F P因克羅普拉與D P德維特二人給出了關(guān)于管外傳熱系數(shù)的計算式[9]：

(1)

式中d0——蒸發(fā)管外徑，m；

g——重力加速度，m/s2；

kl——液相導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；

tl——管外壁溫度與液相飽和溫度差，tL=ts-tw，℃；

γ——飽和液相的汽化潛熱，kJ/kg；

μl——動力粘度，Pa·s；

ρl——液相密度，kg/m3；

ρv——氣相密度，kg/m3。

式(1)的適用范圍較廣泛，但其關(guān)于管外傳熱系數(shù)的精度不夠，其在針對某一類型的管外傳熱計算式時精度不能滿足使用者的要求。因此，對公式的進一步修正，可使其在水平管降膜蒸發(fā)傳熱使用時具有更精準(zhǔn)的計算結(jié)果。根據(jù)文獻[9]所提出的管外傳熱系數(shù)物理模型，將管外傳熱系數(shù)h(α)2表示為：

h(α)2=α·hf

(2)

式中hf——液膜表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；

α——氣液界面的膜傳熱促進因子。

在Chun K R和Seban R A提出的管外膜系數(shù)的關(guān)聯(lián)式中提到普朗特數(shù)Pr也是影響管外傳熱的因素，其指數(shù)為0.65[5]。因此將氣-液界面的液膜傳熱促進因子α表示為：

(3)

式中m，m1，m2——待定指數(shù)；

Rel——雷諾系數(shù)；

Δt——傳熱總溫差。

利用本實驗得到的實驗數(shù)據(jù)，采用最小二乘法對上式進行線性回歸，可以得到式(3)中的各待定系數(shù)分別為m=0.7101、m1=0.1130、m2=0.1360，因此，實驗所得水平管式降膜蒸發(fā)器蒸發(fā)管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)為：

(4)

其使用條件應(yīng)為：708≤Rel≤3654，3℃≤Δt≤10℃。

5 結(jié)論

5.1管外傳熱系數(shù)、總傳熱系數(shù)隨噴淋密度Γ的增加而增大，當(dāng)噴淋密度較高時，總傳熱系數(shù)隨噴淋密度的增加變化較為明顯，最佳的噴淋密度在0.12～0.20kg/(m·s)范圍。

5.2管內(nèi)傳熱系數(shù)、管外傳熱系數(shù)和總傳熱系數(shù)隨著總溫差的增加而減小，但管外傳熱系數(shù)和總傳熱系數(shù)的浮動范圍很小。蒸發(fā)管外蒸汽量隨著總溫差的增大而增多，呈線性關(guān)系。

[1] 范延品.水平管降膜蒸發(fā)實驗研究[D].大連：大連理工大學(xué),2006.

[2] 杜亮坡，孫會朋，張繼軍，等. 水平管外降膜蒸發(fā)傳性能的實驗研究[J].化工機械，2006，33(6):329～331.

[3] Kartovsky U V,Kopyrin V A,Chernozubov V B,et al. New Russian Distillation Installations Equipped with Horizontal Tube Spyayed-bunches[J].Desalination,2001,139 (1):353～356.

[4] 解利昕.水平管降膜蒸發(fā)海水淡化過程研究[D].天津大學(xué)，2002.

[5] Chun K R,Seban R A.Performance of Prediction of Falling Film Evaporators[J].ASME Journal of Heat Transfer,1972,94:432～436.

[6] Zeng X,Chyu M C,Ayub Z H.Evaporation Heat Transfer Performance of Nozzle Sprayed Ammonia on a Horizontal Tube[J].ASHRAE Trans,1995,101(1):136～149.

[7] 許莉，王世昌，王宇新，等.水平管外壁薄膜蒸發(fā)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)[J].化工學(xué)報，2004，55 (1):19～24.

[8] Xu L,MuRong G,Wang S CH,et al.Heat-Transfer Film Coefficients of Film Horizontal Tube Evaporators[J]. Desalination,2004,166(15):223～230.

[9] F P因克羅普拉，D P德威特.傳熱基礎(chǔ)[M].北京:宇航出版社,1987.