彭德其,侯家鑫,陳 康,吳淑英,俞天蘭

(1.湘潭大學機械工程學院,湖南 湘潭 411105; 2.湖南工業(yè)大學機械工程學院,湖南 株洲 412007)

降膜蒸發(fā)具有傳熱系數(shù)高、傳熱溫差小、無靜壓損失等優(yōu)點,適用于高黏度、熱敏性物料的蒸發(fā)濃縮,被廣泛應用于能源、化工、海水淡化及軍工等行業(yè)[1-5]。 但是降膜蒸發(fā)管內(nèi)的結(jié)垢問題普遍存在,不利于提高降膜蒸發(fā)器的工作效率,同時也縮小了其適用范圍。 管內(nèi)插物強化傳熱作為一種無源強化傳熱技術,具有結(jié)構(gòu)簡單、裝配便捷、性能穩(wěn)定等特點[6-7],如螺旋線[8-11]、紐帶[12-15]、轉(zhuǎn)子[16]和旋流片[17]等,它們在無需改變換熱器傳熱面形狀的基礎上能夠增強流體擾動,發(fā)揮自動除垢防垢的作用。

與其它內(nèi)插物相比,內(nèi)插螺旋具有阻力小、成本低、裝卸方便等優(yōu)勢[18],使流場產(chǎn)生旋流及振動,有助于抑制污垢生成并強化熱量傳遞,因此被廣泛應用于管流的強化傳熱及防垢除垢。 Feng[19]發(fā)現(xiàn)內(nèi)插螺旋能夠通過減小管壁面熱邊界層厚度來提高換熱效率;Salari[20]指出,相比圓形截面和正方形截面,三角形截面的內(nèi)插螺旋更有利于強化傳熱;Sharafeldeen[21]實驗研究了雷諾數(shù)、螺旋外徑和螺旋螺距對努塞爾數(shù)和沿程阻力系數(shù)的影響,但3 者的研究并未充分考慮內(nèi)插螺旋對管內(nèi)污垢層的影響。彭德其[22]提出了螺旋線與流態(tài)化粒子相結(jié)合的方法實現(xiàn)在線防除垢,但管壁容易被流態(tài)化粒子局部過度磨損,易出現(xiàn)污染料液的問題,且粒子的回收循環(huán)利用需要輔助設備和管線,增加了設備運行成本;針對螺旋線與管壁的磨損問題,俞天蘭[23]和許杰[6]分別提出了管內(nèi)滿流條件下塑包螺旋線技術和間歇自轉(zhuǎn)鋼絲螺旋線技術,但大大增加沿程阻力;俞天蘭[24]將內(nèi)插螺旋在線清洗技術應用于蒸發(fā)器加熱管在線除垢防垢,但未總結(jié)相關參數(shù)的實驗關聯(lián)式而缺少理論指導意義,且其強化傳熱能力有待進一步提高。

本研究以負溶解溫度特性的MnSO4溶液為實驗物料,在常規(guī)立式降膜蒸發(fā)的基礎上,將往復內(nèi)插螺旋與降膜蒸發(fā)過程相結(jié)合進行傳熱實驗,并與空管、單純的內(nèi)插螺旋進行了傳熱對比分析。研究內(nèi)插螺旋的結(jié)構(gòu)參數(shù)(d、e 和f)以及螺旋的往復行程(H)對降膜蒸發(fā)過程的影響,分析與熱通量、蒸發(fā)壓力以及溶液噴淋密度相關的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)關聯(lián)式,為新型降膜蒸發(fā)器的設計提供理論參考。

1 實驗

1.1 工作原理

為有效解決換熱管中傳熱與結(jié)垢問題,提出并設計了一種降膜蒸發(fā)管內(nèi)插往復螺旋強化傳熱技術。 降膜蒸發(fā)管內(nèi)插螺旋主要依靠變頻電機驅(qū)動并形成往復運動,提高管內(nèi)插螺旋的振動幅度,其原理如圖1 所示。 該裝置由電機1、布膜器2 及內(nèi)插螺旋5 串聯(lián)連接而成,通過電機驅(qū)動內(nèi)插螺旋上下運行,實現(xiàn)降膜蒸發(fā)管內(nèi)插螺旋不停與管壁敲擊碰撞,實現(xiàn)在線除垢防垢的功能。

圖1 裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of device

1.2 實驗裝置

圖2 為搭建的降膜蒸發(fā)實驗裝置圖,主要包括MnSO4物料循環(huán)系統(tǒng)和管內(nèi)蒸汽循環(huán)系統(tǒng)。 其中,MnSO4物料循環(huán)系統(tǒng)主要由離心泵和降膜蒸發(fā)器中的管程組成,MnSO4溶液由離心泵自下而上送入降膜蒸發(fā)器的上管箱,流經(jīng)降膜蒸發(fā)管與殼程高溫蒸汽換熱后在下管箱中聚集,再被離心泵送入降膜蒸發(fā)器的上管箱,實現(xiàn)MnSO4物料循環(huán)。 管內(nèi)蒸汽循環(huán)系統(tǒng)主要由蒸汽發(fā)生器和降膜蒸發(fā)器中的殼程組成,高溫蒸汽由蒸汽發(fā)生器產(chǎn)生,在蒸發(fā)器殼程與MnSO4溶液進行換熱后冷凝,回到蒸汽發(fā)生器中,實現(xiàn)管內(nèi)蒸汽循環(huán)。 采用?38 mm×2 mm 蒸發(fā)管,管內(nèi)插螺旋直接掛在驅(qū)動電機的下端,布膜器固定在管的進口端,在透明有機玻璃管冷態(tài)摸索實驗觀察的基礎上,為使液膜在換熱管入口段與內(nèi)插螺旋充分接觸,選用下端直徑為25 mm 的布膜器。實驗條件為:加熱溫差15 ～20 ℃,熱通量為25.1 ～37.7 kW·m-2,MnSO4溶液噴淋密度為0.041 2 ～0.110 0 kg·m-1·s-1,蒸發(fā)壓力0.1 ～0.4 MPa。 由于螺旋外徑不宜過大,否則螺旋與管內(nèi)壁間隙過小,螺旋徑向振動不夠,不利于強化傳熱[25],因此,根據(jù)降膜蒸發(fā)管內(nèi)徑,本實驗選取的螺旋外徑分別為d=26、28 和30 mm,絲徑e=1.5、1.8 和2.0 mm,螺距f=30、40、45、50 和60 mm。

圖2 降膜蒸發(fā)實驗裝置圖Fig.2 Schematic diagram of experimental apparatus for falling film evaporation

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 內(nèi)插螺旋結(jié)構(gòu)參數(shù)對傳熱系數(shù)的影響

本節(jié)主要研究內(nèi)插螺旋結(jié)構(gòu)參數(shù)(螺旋外徑d,螺距f 以及絲徑e)對降膜蒸發(fā)管傳熱系數(shù)的影響,根據(jù)1.2 節(jié)中內(nèi)插螺旋結(jié)構(gòu)參數(shù)范圍,實驗采用的螺旋型號如下表所示。

表1 內(nèi)插螺旋參數(shù)表Table 1 Parameters of inserted spirals

2.1.1 螺旋外徑的影響

為了研究螺旋外徑對傳熱系數(shù)的影響,通過控制變量,分別使用1*、2*和3*這3 種型號螺旋進行實驗。

圖3 螺旋外徑對傳熱系數(shù)的影響Fig.3 Influence of spiral outer diameter on heat transfer coefficient

由圖3 可知,當螺旋絲徑e 和螺旋螺距f 一定時,在參數(shù)范圍內(nèi),平均傳熱系數(shù)K 與螺旋外徑d 呈正相關,當螺旋外徑d=30 mm 時,平均傳熱系數(shù)最這主要是因為在MnSO4溶液進入換熱管初期,螺旋線浸沒在液膜區(qū)域中,內(nèi)插螺旋外徑越大,螺旋結(jié)構(gòu)處在液膜區(qū)域越大時,單位時間內(nèi)受到液膜的軸向沖擊力就越大,使得螺旋往復行程變長[26],增加了螺旋與管壁污垢的作用面積,從而達到強化傳熱及除垢防垢作用。 同時,在持續(xù)蒸發(fā)過程中,液膜厚度自上而下逐漸減小,甚至不與螺旋接觸,因此,內(nèi)插螺旋外徑越大,螺旋與液相的作用范圍越大,越有利于強化傳熱。

2.1.2 螺旋螺距的影響

為了研究螺旋螺距對傳熱系數(shù)的影響,通過控制變量,分別使用3*、4*、5*,6*和7*這5 種型號螺旋進行實驗。

由圖4 可知,當螺旋絲徑e 和螺旋外徑d 一定時,隨螺旋螺距增大,傳熱系數(shù)先增大后減小。 由文獻[27]中的冷膜實驗可知,當降膜蒸發(fā)管內(nèi)的液體流經(jīng)螺旋線時,若螺旋線的螺距較小,液體不易產(chǎn)生漩流而是產(chǎn)生繞流,此時每一圈螺旋線上都會產(chǎn)生液膜的局部堆積,增大液膜厚度,不利于強化傳熱。 若螺旋線螺距較大,螺旋線對液體的擾動能力減弱,削弱了螺旋線對液體邊界層的作用,強化傳熱效果不明顯。 因此,選用合適螺距的螺旋線對于提高降膜蒸發(fā)管傳熱效率具有重要意義。 在本文實驗的參數(shù)范圍內(nèi),在螺距f=45 mm 時,平均傳熱系數(shù)最大,

圖4 螺旋螺距對傳熱系數(shù)的影響Fig.4 Influence of spiral pitch on heat transfer coefficient

2.1.3 螺旋絲徑的影響

為了研究螺旋絲徑對傳熱系數(shù)的影響,通過控制變量,分別使用3*、8*和9*這3 種型號螺旋進行實驗。

圖5 螺旋絲徑對傳熱系數(shù)的影響Fig.5 Influence of spiral wire diameter on heat transfer coefficient

由圖5 可知,當螺旋外徑d 和螺距f 一定時,在參數(shù)范圍內(nèi),平均傳熱系數(shù)隨著絲徑e 的增大先增大后減小,當螺旋絲徑e=1.8 mm 時,平均傳熱系數(shù)最大,這是因為隨著螺旋絲徑變大,液膜與內(nèi)插螺旋之間相互作用的面積變大,單位時間內(nèi)2 者的相互作用力提高,使得內(nèi)插螺旋的軸向運動和徑向運動加劇,提高了螺旋的除垢防垢效果,減小傳熱熱阻;但是,過大的螺旋絲徑會導致自身彈性系數(shù)變大,抑制了液膜對螺旋的作用,螺旋的形變量減小,減弱了2 者間的相互作用。

2.2 螺旋往復行程對傳熱系數(shù)的影響

根據(jù)2.1 節(jié)可知,螺旋型號3*的結(jié)構(gòu)參數(shù)最優(yōu),因此,在此基礎上,研究螺旋往復行程對傳熱系數(shù)的影響。

圖6 螺旋往復行程對傳熱系數(shù)的影響Fig.6 Influence of the reciprocating stroke of spiral on heat transfer coefficient

由圖6 可知,往復行程H=100 mm 時的傳熱系數(shù)最高,Kmax=1658.60 W·m-2·K-1,比往復行程H=50 和200 mm 分別提高7.40%和16.27%。 在實驗中測得螺旋往復行程為50、100 和200 mm 時,其往復頻率分別為15、12 和3 次/min,通過分辨內(nèi)插螺旋與管壁的碰撞聲音可統(tǒng)計出2 者碰撞頻率,分別為30、48 和24 次/min。 可知,隨著2 者碰撞頻率增大,內(nèi)插螺旋對壁面處液膜的擾動增強,同時加劇了對管壁污垢的作用,通過高效清除管壁污垢達到強化傳熱的目的。

2.3 工藝參數(shù)對傳熱系數(shù)影響

由2.1 和2.2 節(jié)可知,往復螺旋結(jié)構(gòu)參數(shù)為外徑d=30 mm,螺距f=45 mm,絲徑e=1.8 mm,螺旋往復行程H=100 mm 時,往復螺旋強化傳熱系數(shù)最高,在此基礎上,根據(jù)對降膜蒸發(fā)研究文獻的分析發(fā)現(xiàn)工藝參數(shù)對降膜蒸發(fā)有顯著影響[28-30],因此,本節(jié)主要討論熱通量h、蒸發(fā)壓力p 和溶液噴淋密度q 對降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)K 的影響進行分析,并得到與這3 項工藝參數(shù)相關的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)關聯(lián)式。

2.3.1 熱通量的影響

圖7 表示熱通量h 對降膜傳熱系數(shù)K 的影響,不同溶液質(zhì)量分數(shù)條件下,傳熱系數(shù)隨熱通量變化的趨勢都是先增大后減小,且溶液質(zhì)量分數(shù)越大傳熱系數(shù)的最大值越小。 在熱通量較低時,隨著熱通量增大,二次蒸汽量增多,二次蒸汽流速增加,管壁液膜受二次蒸汽的擾動作用加強、變薄,溶液易處于核態(tài)沸騰區(qū),換熱效果提升。 但是,隨著熱通量進一步增大,溶液汽泡附著形成汽膜,汽膜的熱阻則減弱了換熱效果,溶液進入過渡沸騰區(qū),換熱效果惡化。 另外,液膜溫度急劇升高,使得液膜蒸發(fā)速率過大,造成管壁布膜速率小于蒸發(fā)速率,即出現(xiàn)“干壁”,傳熱效率急劇下降。

圖7 熱通量對傳熱系數(shù)的影響Fig.7 Influence of heat flux on heat transfer coefficient

2.3.2 蒸發(fā)壓力的影響

在降膜蒸發(fā)實驗裝置中,通過調(diào)節(jié)二次蒸汽出口閥門9 的開度來改變實驗過程中的蒸發(fā)壓力。 由圖8 可知,隨著蒸發(fā)壓力變大,降膜傳熱系數(shù)K 的變化趨勢并不相同。 當MnSO4溶液質(zhì)量分數(shù)α≤0.5 時,K 先小幅增大后逐步減小,這是因為在實驗初期,慢慢調(diào)小閥門9 的開度,蒸發(fā)壓力逐漸提高,溶液二次蒸汽的溫度也隨之增大,提高了液相主體溫度,使得換熱管中單位時間內(nèi)產(chǎn)生的二次蒸汽量變大,提高了降膜傳熱效率。 繼續(xù)增大蒸發(fā)壓力,管內(nèi)溶液質(zhì)量分數(shù)將進一步增大,由于高濃度MnSO4溶液其自身固含量高,在降膜蒸發(fā)過程中,溶液易形成細小MnSO4顆粒黏附在蒸發(fā)管內(nèi)壁生成熱阻垢,當質(zhì)量分數(shù)大于某個臨界值α*時,管內(nèi)插螺旋清洗速率小于污垢生長速率,污垢在管壁中慢慢堆積,使得熱阻變大,傳熱效率隨之降低。 而當溶 液 質(zhì) 量 分 數(shù) α ≥0.6 時, 在 蒸 發(fā) 壓 力 p =0.1 MPa 條件下,管內(nèi)液膜蒸發(fā)速率相對較大,管內(nèi)溶液質(zhì)量分數(shù)已經(jīng)大于臨界值α*,污垢迅速生成,管內(nèi)插螺旋清洗速率小于污垢生長速率,因此隨著蒸發(fā)壓力變大,降膜傳熱系數(shù)呈現(xiàn)單調(diào)遞減的趨勢。

圖8 蒸發(fā)壓力對傳熱系數(shù)的影響Fig.8 Influence of evaporation pressure on heat transfer coefficient

2.3.3 溶液噴淋密度的影響

根據(jù)文獻[31]計算溶液噴淋密度,圖9 表示溶液噴淋密度對液膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的影響,不同溶液質(zhì)量分數(shù)條件下,傳熱系數(shù)隨溶液噴淋密度的趨勢都是先增大后減小。 另外,本實驗中溶液質(zhì)量分數(shù)越大,傳熱系數(shù)的最大值越大。 這是因為當溶液噴淋密度較小時,由于液膜厚過薄,隨著蒸發(fā)過程的發(fā)生,在蒸發(fā)管壁出現(xiàn)干壁現(xiàn)象,導致傳熱系數(shù)較低;隨著溶液噴淋密度增大,管壁干壁現(xiàn)象減少、液膜厚度增加,傳熱系數(shù)上升,且在噴淋密度q=1.029 kg·m-1·s-1左右達到最大值;進一步增大溶液噴淋密度,附著在管壁上的液膜的厚度逐漸變大,此時加熱功率保持不變,致使氣液兩相溫度進一步減小,降膜蒸發(fā)速率下降,傳熱系數(shù)降低。

2.3.4 降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)關聯(lián)式

為了使實驗結(jié)果具有普遍規(guī)律性,基于以上實驗結(jié)果,分析MnSO4溶液噴淋密度、蒸發(fā)壓力以及熱通量對降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的影響,根據(jù)最小二乘法原理,得到降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)關聯(lián)式如式(1):

式(1)中:K 為降膜蒸發(fā)換熱系數(shù),W·m-2·K-1;h為熱通量,kW · m-2;p 為蒸發(fā)壓力,MPa;q 為MnSO4溶液噴淋密度,kg·m-1·s-1。

實驗關聯(lián)式的適用范圍如表2 所示,同時對以上關聯(lián)式進行顯著性檢驗,將計算值與的實驗值做對比,發(fā)現(xiàn)2 者最大誤差僅為3.51%,說明該關聯(lián)式可靠。

圖9 噴淋密度對傳熱系數(shù)的影響Fig.9 Influence of spraying density on heat transfer coefficient

表2 實驗關聯(lián)式適用范圍Table 2 Applicable range of experimental correlation Eq. (1)

圖10 傳熱系數(shù)計算值與實驗值的關系Fig.10 Relationship of heat transfer coefficient between calculated value and experimental value

2.4 往復螺旋強化傳熱性能驗證

為了驗證往復螺旋隨時間運行的強化傳熱性能,在相同條件下,對比了空管、管內(nèi)插螺旋和往復螺旋3 種情況下的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù),其中,換熱管?38 mm×2 mm,內(nèi)插螺旋外徑d=30 mm、螺距f=45 mm,絲徑e=1.8 mm,螺旋往復行程H=200 mm,溶液噴淋密度為q=1.029 kg·m-1·s-1,熱通量為h=37.5 kW·m-2,蒸發(fā)壓力p=0.1 MPa。

由圖11 可知,降膜蒸發(fā)管內(nèi)往復螺旋強化傳熱技術的換熱系數(shù)明顯高于空管和單純的內(nèi)插螺旋,其K 值分別后2 者的2. 08 和1. 26 倍。 同時,實驗結(jié)束后將3 根管子剖開觀察,發(fā)現(xiàn)未插螺旋線的管子內(nèi)壁附著有大量污垢,而內(nèi)插螺旋嫌的管子中污垢較少。 說明增加電機驅(qū)動后,強化了內(nèi)插螺旋往復運動對管內(nèi)液膜產(chǎn)生擾動,提高了液膜湍流強度,同時,增強了內(nèi)插螺旋對管壁污垢的作用,提高了裝置實時除垢防垢能力,達到了強化傳熱的目的。

圖11 傳熱系數(shù)對比圖Fig.11 Comparison diagram of heat transfer coefficient

3 結(jié)論

1)提出了一種MnSO4降膜蒸發(fā)管內(nèi)插往復螺旋強化傳熱技術,利用電機驅(qū)動實現(xiàn)內(nèi)插螺旋徑向振動和軸向往復,達到在線除垢防垢及強化傳熱目的。

2)通過實驗證明,當內(nèi)插螺旋外徑d=30 mm,螺距f=45 mm,絲徑e=1.8 mm,螺旋往復行程H=100 mm 時,降膜蒸發(fā)管平均傳熱系數(shù)可高達1 658.60 W·m-2·K-1,分別是光管和單純的內(nèi)插螺旋實驗條件下的2.08 和1.26 倍。

3)在上述結(jié)構(gòu)參數(shù)條件下,當溶液噴淋密度為q=1.029 kg·m-1·s-1,熱通量為h=37.5 kW·m-2時,降膜蒸發(fā)管的換熱效率最佳。

4)利用此次實驗裝置獲得的實驗數(shù)據(jù)進行公式擬合,在熱通量h=25.1 ～37.7 kW·m-2,蒸發(fā)壓力p = 0.1 ～0.4 MPa,溶液噴淋密度q = 1.029 ～2.057 kg·m-1·s-1范圍內(nèi),得到其降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)K 的關聯(lián)式為式(1)。