王江坤， 馬小晶， 宋兵兵， 周琳翔， 吳凡超， 張趙天一

(新疆大學(xué)電氣工程學(xué)院， 烏魯木齊 830049)

水平管降膜蒸發(fā)器具有傳熱系數(shù)高、抗腐蝕性好以及裝置運(yùn)行性能穩(wěn)定等優(yōu)點[1]，被廣泛應(yīng)用于海水淡化、制冷工業(yè)和石油化工產(chǎn)業(yè)等方面[2]。水平管降膜蒸發(fā)是低溫多效蒸發(fā)的關(guān)鍵技術(shù)，其傳熱效率明顯高于豎管降膜蒸發(fā)和浸沒式蒸發(fā)等方式[3]，近年來，隨著淡水資源問題日益嚴(yán)峻，研究的熱點不斷提出[4]，越來越多的學(xué)者致力于該領(lǐng)域，學(xué)者們針對水平管降膜蒸發(fā)過程的理論和實踐做了大量的研究工作[5]。

在對水平管降膜蒸發(fā)流動的模擬研究過程中[6]，主要針對管間流動形態(tài)的變化[7]、相關(guān)影響參數(shù)對流態(tài)的影響及換熱特性分析[8]，包括噴淋密度、管間距、管徑、熱流密度和蒸發(fā)溫度等方面[9]進(jìn)行了大量的實驗及模擬研究[10]。沈永澤等[11]對柱狀流下水平管降膜蒸發(fā)器管外液膜流動進(jìn)行三維數(shù)值模擬，得到水平異形管與圓管相比具有管外液膜成膜排數(shù)多、液膜流動穩(wěn)定和傳熱性能好等優(yōu)點。鄭祺美[12]依據(jù)海水淡化中多效蒸發(fā)技術(shù)為研究背景，分析不同工況下流態(tài)的變化與特殊流態(tài)產(chǎn)生的原因，并借助數(shù)值模擬技術(shù)建立三維橫管降膜流動模型，進(jìn)行流動特性模擬。Bo等[13]建立了水平單管和蒸發(fā)器內(nèi)降膜流動蒸發(fā)的三維模型，并通過對比驗證了流動和傳熱模擬過程的準(zhǔn)確性。結(jié)果表明，對于水平單管，總傳熱系數(shù)較低，且隨著噴霧密度和蒸發(fā)溫度的增大而增大，隨著液體分布高度和密度的增大，總傳熱系數(shù)呈增大趨勢。Zhang等[14]建立了不同管形的二維計算模型探究討管形狀對蒸發(fā)式冷凝器膜厚和傳熱性能的影響，模擬降膜的流動行為和傳熱特性。結(jié)果表明，隨著管形的變窄和變長，水膜越來越薄，與圓管相比，半橢圓管的無量綱溫度較小，這表明傳熱系數(shù)較大。Jafar等[15]在忽略相鄰液柱的間距的情況下，研究基于二維順排模型，采用VOF(volume of fluid)方法模擬研究了噴淋密度變化對水平管降膜蒸發(fā)過程的影響。

Bigham等[16]通過分段線性界面重構(gòu)法，建立二維數(shù)值模型，研究從液體蒸發(fā)溫度的溫差、蒸汽產(chǎn)量等方面對傳熱系數(shù)的影響。牟興森等[17]以海水和純水為研究對象進(jìn)行實驗，對比不同條件下兩種流體的平均傳熱系數(shù)。Roques等[18]提出在水平管降膜傳熱過程中，液體的不同流速對應(yīng)不同降膜流動形式，研究發(fā)現(xiàn)，在低流速下和高流速下分別以離散液滴和離散間距的液柱形式。Balaji等[19]建立一個二維CFD(computational fluid dynamic)模型模擬在熱工況下不同進(jìn)料高度和熱流量對水平管降膜蒸發(fā)傳熱特性的影響，模擬結(jié)果確定了熱區(qū)的傳熱系數(shù)。Shen等[20]通過實驗研究噴淋密度、蒸發(fā)溫度、鹽度和管間距等參數(shù)水平管外降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的影響，實驗結(jié)果表明，平均換熱系數(shù)隨鹽度的增大而減小，而熱流密度的變化對平均換熱系數(shù)幾乎沒有影響。Ibrahim等[21]基于計算流體力學(xué)建立數(shù)值模型，模擬研究液體在水平管上的降膜過程及蒸發(fā)傳熱特性。Jin等[22]建立模型預(yù)測了溫度、傳熱系數(shù)和膜厚的變化，分析了蒸汽、進(jìn)料海水和管子性質(zhì)等工藝參數(shù)的變化對降膜蒸發(fā)膜厚、蒸發(fā)速率和傳熱系數(shù)的影響。Xu等[23]建立了水平管外降膜蒸發(fā)和蒸發(fā)器內(nèi)降膜蒸發(fā)的三維模型，通過對比驗證了流動與傳熱模擬過程的準(zhǔn)確性。結(jié)果表明，對于水平單管，總傳熱系數(shù)較低，且隨噴淋密度和蒸發(fā)溫度的增大而增大。Guo等[24]建立了降膜流動和傳熱的三維模型，分析了不同噴霧密度、飽和溫度和縱向管間距對降膜厚度和局部傳熱系數(shù)的影響。通過對中外關(guān)于水平管降膜蒸發(fā)的流動特性及換熱特性的研究分析，發(fā)現(xiàn)水平管外降膜流動過程和不同影響參數(shù)(不同管表面結(jié)構(gòu)、管間距、噴淋密度、蒸發(fā)溫度和管徑等因素)對蒸發(fā)器傳熱過程影響較大，但涉及強(qiáng)化管表面結(jié)構(gòu)對于傳熱性能影響的研究并不多。因此，現(xiàn)使用CFD軟件對水平管外降膜蒸發(fā)過程的流動特性和換熱特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究，建立三維數(shù)值模型采用VOF方法結(jié)合UDF(user defined function)程序，搭建水平管降膜蒸發(fā)試驗臺進(jìn)行對比驗證，對比分析光管和基于優(yōu)化仿生結(jié)構(gòu)的強(qiáng)化管，探究不同表面結(jié)構(gòu)的蒸發(fā)管對水平管外降膜蒸發(fā)特性及液膜流動特性的影響，深入研究不同影響參數(shù)對水平管外降膜蒸發(fā)平均換熱系數(shù)和液膜厚度的變化規(guī)律，以增強(qiáng)傳熱效率，可以為橫管降膜蒸發(fā)技術(shù)在海水淡化領(lǐng)域的應(yīng)用提供基礎(chǔ)理論支持，也可以為水平管降膜蒸發(fā)器的優(yōu)化設(shè)計提供參考意義，期望增強(qiáng)降膜蒸發(fā)的傳熱性能。

1 實驗

水平管降膜蒸發(fā)循環(huán)系統(tǒng)示意圖如圖1所示，實驗中，工質(zhì)液體通過循環(huán)泵從低位水箱輸送到蒸發(fā)裝置中，通過調(diào)節(jié)閥和流量計，可控地進(jìn)入布液器中，在密閉的蒸發(fā)系統(tǒng)中，控制不同流量的液體通過噴淋管布淋到布液管上，從而流至蒸發(fā)管上，調(diào)節(jié)蒸發(fā)管的溫度，實現(xiàn)水平管降膜蒸發(fā)，流動的液體完成降膜蒸發(fā)后回流至蓄水箱，完成循環(huán)。

1為噴淋管；2為布液管；3為蒸發(fā)管；4為水箱； 5為水泵；6為調(diào)節(jié)閥； 7為轉(zhuǎn)子流量計圖1 水平管降膜蒸發(fā)循環(huán)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of horizontal tube falling film evaporation system

圖2為橫管降膜蒸發(fā)試驗臺，選用管外徑為25.4 mm的降膜蒸發(fā)管進(jìn)行實驗，強(qiáng)化管是在光管表面二次加工成型的，其表面結(jié)構(gòu)如圖3所示，管總長度為500 mm，布液孔間距為50 mm，使用高速攝像機(jī)拍攝被測液體在降膜蒸發(fā)過程中的流動形態(tài)，并將數(shù)據(jù)存儲在計算機(jī)中進(jìn)行驗證。

圖2 水平管降膜蒸發(fā)試驗臺Fig.2 Horizontal tube falling film evaporation test bed

圖3 管表面結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of surface structure

2 數(shù)值計算方法

2.1 物理模型

圖4為光管和強(qiáng)化管的三維模型圖及管型示意圖，強(qiáng)化管1和強(qiáng)化管2分別為在太陽花瓣和刺猬表面的基礎(chǔ)上優(yōu)化仿生結(jié)構(gòu)，建立三維計算數(shù)值模型，設(shè)計換熱管表面，強(qiáng)化換熱效率，進(jìn)行數(shù)值模擬對比。水平管外降膜蒸發(fā)模型的邊長為100 mm的立方體，噴淋入口間距為s，布液器孔徑r為2 mm，水平光管和強(qiáng)化管管長l為100 mm，管的外徑d為25.4 mm，液體由高度為s的噴淋入口處自由降落到水平蒸發(fā)管頂部鋪展為液膜，蒸發(fā)管壁溫度設(shè)為定值，鋪陳的液膜受到重力、黏性力和表面張力的影響，在高溫的換熱管表面受熱蒸發(fā)，管外壁上液膜的溫度和速度在換熱過程中不斷變化。

圖4 三維模型圖及模型示意圖Fig.4 Three dimensional model diagram and model diagram

圖5為網(wǎng)格劃分示意圖及局部放大圖，水平管頂部為0°，管底部為180°，在進(jìn)行網(wǎng)格化的過程中，采用多區(qū)域方法，映射的網(wǎng)格類型為六面體和棱柱，對入水口和水平蒸發(fā)管進(jìn)行網(wǎng)格加密。在水平管外降膜流動蒸發(fā)的過程中，模擬不同的水平換熱管管壁特征進(jìn)行仿真計算，在相同的工況下，多次測量取平均值，對仿真結(jié)果進(jìn)行對比分析。

圖5 網(wǎng)格劃分示意圖及局部放大圖Fig.5 Schematic diagram of grid division and partial enlarged view

2.2 數(shù)學(xué)模型

2.2.1 VOF模型

采用VOF模型來動態(tài)追蹤各交界面的氣液相自由流動過程，氣液相的體積分?jǐn)?shù)在VOF模型中作為變量，所有混合物在模型中被視為同一種流體，變量參數(shù)取平均值，定義液態(tài)水αl為第一相，水蒸氣αg為第二相，在每一個控制體內(nèi)各相體積分?jǐn)?shù)之和為1，以VOF方程表示為

αl+αg=1

(1)

式(1)中：αl、αg分別為相變過程中液相、氣相的體積分?jǐn)?shù)，kg/m3。

2.2.2 相變模型

采用Lee模型(蒸發(fā)-冷凝模型)對水平管降膜蒸發(fā)過程進(jìn)行實驗仿真模擬，對比分析發(fā)生在氣-液兩相的傳熱傳質(zhì)變化過程。Lee模型假定在傳熱過程中，如果液相的溫度大于等于蒸發(fā)溫度，此時液相蒸發(fā)，液相向氣相傳遞質(zhì)量；如果氣相的溫度小于蒸發(fā)溫度，此時氣相冷凝，氣相向液相傳遞質(zhì)量；由質(zhì)量傳遞速率和相變潛熱求出能量源相。此過程可用公式分別表示如下。

液相蒸發(fā)過程：

(2)

氣相冷凝過程：

(3)

2.2.3 控制方程

降膜蒸發(fā)過程的控制方程如式(4)～式(8)所示。

質(zhì)量守恒方程：

(4)

式(4)中：ρ為流體的密度，kg/m3；t為時間，s；u、v、w分別為速度矢量u在x、y、z方向上的分量，m/s。

動量守恒方程：

(5)

(6)

(7)

式中：μ為流體動力黏度，Pa·s；su、sv、sw為動量守恒方程的廣義源相；P為壓力，Pa；div為散度；grad為梯度。

能量守恒方程：

(8)

式(8)中：k為流體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m2·K)；SR為黏性耗散項；cp為流體比熱容，J/(kg·K)；R為流體的溫度，K。

2.3 無關(guān)性驗證

2.3.1 網(wǎng)格數(shù)目無關(guān)性驗證

在對水平管外降膜蒸發(fā)氣液兩相傳熱傳質(zhì)過程進(jìn)行仿真模擬時，計算模型內(nèi)相變區(qū)域的網(wǎng)格劃分質(zhì)量對仿真模擬的結(jié)果至關(guān)重要。在進(jìn)行傳熱區(qū)域網(wǎng)格的獨立性驗證時，選用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，在流體通過的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，對3種水平管降膜蒸發(fā)換熱模型進(jìn)行網(wǎng)格化時分別選取網(wǎng)格數(shù)量為30萬、60萬、90萬、120萬、150萬和180萬進(jìn)行計算，網(wǎng)格無關(guān)性的判別標(biāo)準(zhǔn)為在水平管降膜蒸發(fā)過程中液膜的平均液膜厚度值。如圖6所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過120萬后，光管的平均液膜厚度大約穩(wěn)定在0.742 mm，強(qiáng)化管1的平均液膜厚度大約穩(wěn)定在0.819 mm；強(qiáng)化管2的平均液膜厚度大約穩(wěn)定在0.832 mm；所以選擇網(wǎng)格數(shù)為120萬的計算模型進(jìn)行模擬。

圖6 網(wǎng)格數(shù)目無關(guān)性驗證Fig.6 Verification of grid number independence

2.3.2 時間步長無關(guān)性驗證

針對計算模型進(jìn)行時間步長的無關(guān)性驗證時，選取120萬網(wǎng)格模型，設(shè)置相同的參數(shù)條件，對不同的時間步長進(jìn)行數(shù)值計算，選取周向角θ=90°處的位置，記錄相同參數(shù)條件下不同時間步長所對應(yīng)的平均液膜厚度。如圖7所示，在時間步長小于0.02 ms時，時間步長的取值對于液膜厚度變化幾乎沒有影響，為了提高計算效率，選取0.02 ms作為仿真模擬時選取的時間步長，此時光管的平均液膜厚度約為0.745 6 mm。

圖7 時間步長無關(guān)性驗證Fig.7 Verification of time step independence

2.4 模型驗證

對研究過程中所建立的CFD計算模型進(jìn)行可靠性驗證，將仿真模擬結(jié)果與陳學(xué)等[25]實驗測量結(jié)果進(jìn)行分析驗證，在模擬條件與實驗條件相同的環(huán)境下，實驗測量結(jié)果和計算模型仿真結(jié)果如圖8所示，結(jié)果表明：數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果取得了較好的一致性，并且總體規(guī)律基本相似，表明本文所建立的三維模型準(zhǔn)確可靠。

不同時刻下水平管外降膜流動過程如圖9所示，設(shè)定蒸發(fā)溫度Tsat=60 ℃，噴淋密度Γ=0.052 kg/(m·s)的條件下，蒸發(fā)管外徑d=25.4 mm，布液器孔徑r=2 mm，布液高度H=20 mm，設(shè)置入口噴淋速度v=0.5 m/s。從圖9中可以看出，在t=0.05～0.30 s時刻，噴淋液在蒸發(fā)管上的鋪展和流動，液膜的流動狀態(tài)及厚度不斷變化。在重力和慣性力的影響下，液滴呈橢球狀撞擊管頂，隨后在表面張力的作用下，沿管壁軸向和周向鋪展形成液膜，此時液滴撞擊壁面的正下方區(qū)域液膜呈箭頭狀向下迅速鋪展，如圖9(a)所示。兩相鄰液柱在沿管表面軸向鋪展時發(fā)生撞擊，此時中間區(qū)域液膜呈凸?fàn)?，厚度顯著增加，但在下方液膜厚度較薄區(qū)域有少量干涸出現(xiàn)，如圖9(b)～圖9(d)所示。當(dāng)t=0.20 s之后，液膜到達(dá)水平管底部，液膜沿軸向和周向自由鋪展直到水平管基本被完全覆蓋，如圖9(e)和圖9(f)所示，與所搭試驗臺流動形態(tài)基本一致。

圖8 液膜厚度沿周向角分布Fig.8 Distribution of liquid film thickness along circumferential angle

圖9 不同時刻水平管外降膜流動過程Fig.9 Flow process of falling film outside horizontal tube at different times

3 橫管降膜蒸發(fā)的換熱特性分析

3.1 管間距對平均傳熱系數(shù)的影響

在水平管外降膜流動過程中，針對在不同管間距的情況下，分析光管和強(qiáng)化管在不同噴淋密度時水平管外的液膜流動形態(tài)和平均傳熱系數(shù)。圖10為當(dāng)蒸發(fā)溫度Tsat為60 ℃時，將3種不同管間距設(shè)定為0.3、0.8和1.25倍管徑，研究光管和強(qiáng)化管在不同管間距s/d對水平管降膜蒸發(fā)的影響，如圖10所示，光管、強(qiáng)化管1和強(qiáng)化管2在管間距s/d=1.25的平均傳熱系數(shù)略高于s/d=0.8，而s/d=0.3的平均傳熱系數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于其他兩個較大的管間距。在噴淋密度Γ=0.052 kg/(m·s)時，光管在管間距s/d=1.25的平均傳熱系數(shù)比s/d=0.3增加了52.3%，s/d=0.8的平均換熱系數(shù)要比s/d=0.3增加了45.9%。

圖10 管間距和噴淋密度對平均傳熱系數(shù)的影響Fig.10 Effect of pipe spacing and spray density on average heat transfer coefficient

從數(shù)據(jù)中看出當(dāng)噴淋密度Γ=0.052 kg/(m·s)時，強(qiáng)化管1在管間距s/d=1.25的平均傳熱系數(shù)比s/d=0.3增加了49.8%，強(qiáng)化管1在s/d=0.8的平均換熱系數(shù)要比s/d=0.3增加了40.9%，而強(qiáng)化管2在管間距s/d=1.25的平均傳熱系數(shù)比s/d=0.3增加了55.9%，強(qiáng)化管2在s/d=0.8的平均換熱系數(shù)要比s/d=0.3增加了50.1%。由實驗數(shù)據(jù)表明光管和強(qiáng)化管的平均換熱系數(shù)隨管間距的增大而增加，管間距越大，流體撞擊水平管外壁的速度越大，而在管上半部分液滴撞擊區(qū)的液膜波動明顯更加劇烈，從而加強(qiáng)對流換熱的效果，同時液膜的劇烈波動使得液膜厚度變小，降低導(dǎo)熱熱阻，促進(jìn)換熱進(jìn)行，使得平均換熱系數(shù)隨著管間距的增大而增加。

由模擬結(jié)果可知，當(dāng)管間距為1.3和0.8時，隨著噴淋密度的增加，噴淋密度0.017 kg/(m·s)<Γ<0.061 kg/(m·s)層流范圍內(nèi)，不同管間距光管和強(qiáng)化管的平均換熱系數(shù)都逐漸增加，但光管和強(qiáng)化管在管間距s/d=0.3時，隨著噴淋密度的增加平均換熱系數(shù)增加較為緩慢且變化不明顯。對于管間距s/d=0.3，在采用25.4 mm管徑時，噴淋高度s只有7.62 mm，而在水平管降膜蒸發(fā)過程中，過小的管間距導(dǎo)致流體在表面張力和導(dǎo)流的作用下通過液膜表層迅速流走，幾乎不會引起流體內(nèi)部參數(shù)變化和管壁表面的碰撞，所以管間距為s/d=0.3的平均傳熱系數(shù)會明顯小于s/d=1.3和s/d=0.8。

3.2 噴淋密度對平均傳熱系數(shù)的影響

在水平管降膜蒸發(fā)液膜的鋪展過程中，對傳熱系數(shù)影響最大的就是液膜厚度和液膜的波動程度，從圖11中可以看出，當(dāng)噴淋密度較小時，例如，噴淋密度0.017 kg/(m·s)<Γ<0.052 kg/(m·s)范圍內(nèi)，平均傳熱系數(shù)隨噴淋密度的增加呈上升趨勢，光管、強(qiáng)化管1和強(qiáng)化管2的平均傳熱系數(shù)分別增加了5.8%、6.4%和7.5%，此時液膜波動幅度對換熱起主要作用，液體下落速度增大，換熱管表面液膜的波動程度加劇，促進(jìn)對流換熱，利于增大平均換熱系數(shù)。當(dāng)噴淋密度0.052 kg/(m·s)<Γ<0.087 kg/(m·s)時，平均傳熱系數(shù)隨噴淋密度的增加會出現(xiàn)下降趨勢，光管、強(qiáng)化管1和強(qiáng)化管2的平均傳熱系數(shù)分別下降5.4%、4.1%和3.9%，這是由于隨噴淋密度增加，液膜的厚度也會緩慢增加，當(dāng)液膜厚度增加到一定程度時，導(dǎo)熱熱阻變大，液膜厚度的增加會抑制傳熱的進(jìn)行，所以光管和強(qiáng)化管的平均傳熱系數(shù)都會出現(xiàn)明顯的下降趨勢，此時光管的平均傳熱系數(shù)下降速度略大于強(qiáng)化管，說明強(qiáng)化管能夠有效降低熱阻對于對流換熱的影響。

圖11 噴淋密度對平均換熱系數(shù)的影響Fig.11 Effect of spray density on average heat transfer coefficient

3.3 蒸發(fā)溫度對平均傳熱系數(shù)的影響

圖12為在管間距s/d=0.8、Re=1 500、噴淋密度Γ=0.052 kg/(m·s)的情況下，光管和強(qiáng)化管的平均換熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度的變化趨勢。從圖12中可以看出，在水平管降膜蒸發(fā)換熱過程中，隨著蒸發(fā)溫度的升高，光管和強(qiáng)化管的平均傳熱系數(shù)都呈上升趨勢，在相同溫度下，強(qiáng)化管1和強(qiáng)化管2的平均換熱系數(shù)比光管分別高出24.6%和31.9%。主要原因是蒸發(fā)溫度增加時水的黏度減小，使得液層的流動速率提高，導(dǎo)致液層厚度減少，減小了導(dǎo)熱熱阻。隨著水溫的增加，水的導(dǎo)熱系數(shù)增大，表面張力減小，導(dǎo)致液層的波動程度增大，從而增強(qiáng)降膜蒸發(fā)的換熱效率。

圖12 蒸發(fā)溫度對平均換熱系數(shù)的影響Fig.12 Effect of evaporation temperature on average heat transfer coefficient

3.4 管徑對平均換熱系數(shù)的影響

在相同的管間距、噴淋密度和蒸發(fā)溫度等條件下，對比分析光管和強(qiáng)化管在不同管徑時平均液膜厚度的變化，如圖13所示，強(qiáng)化管2不同管徑的平均液膜厚度略高于強(qiáng)化管1，光管的液膜厚度明顯低于強(qiáng)化管的液膜厚度。從圖13中可以看出，水平管降膜蒸發(fā)管壁的平均液膜厚度從蒸發(fā)管頂部0°到底部180°，先緩慢降低后迅速升高，液膜厚度在周向角110°～120°時出現(xiàn)最低值。這是因為在蒸發(fā)管頂部周向角0°時，由于液滴撞擊壁面造成液膜厚度增加，在液膜鋪展過程中，管徑d=25.4 mm的蒸發(fā)管具有更長的管周長，所以管徑越大的管外液膜流動受到重力加速度的影響越大，導(dǎo)致液膜流動速度加快，液膜厚度減小。所以在相同周向角時，光管和強(qiáng)化管的管徑越大，平均液膜厚度越小。而

圖13 不同管徑對液膜厚度的周向分布Fig.13 Circumferential distribution of liquid film thickness with different pipe diameters

在周向角為180°時，液滴在底部聚集導(dǎo)致液膜厚度迅速增大，最后在重力的影響下液滴下落。

4 結(jié)論

以純水為研究對象，通過對管徑為25.4 mm的水平光管和強(qiáng)化管外降膜蒸發(fā)和液膜流動特性的研究，對比分析光管和強(qiáng)化管在管間距、蒸發(fā)溫度、噴淋密度和管徑對平均換熱系數(shù)和液膜厚度的變化，最后得出以下結(jié)論。

(1)在相同條件下，強(qiáng)化管的平均換熱系數(shù)要明顯高于光管。表明基于仿生學(xué)原理優(yōu)化換熱表面結(jié)構(gòu)能有效提高水平管外降膜蒸發(fā)的換熱效率。

(2)光管和強(qiáng)化管的平均換熱系數(shù)隨管間距的增大而增大，隨噴淋密度的增加呈先上升后減少的趨勢。

(3)隨著蒸發(fā)溫度的升高，光管和強(qiáng)化管的平均傳熱系數(shù)都呈上升趨勢；在相同溫度下，強(qiáng)化管1和強(qiáng)化管2的平均換熱系數(shù)分別較光管高出24.6%和31.9%。

(4)強(qiáng)化管2不同管徑的平均液膜厚度略高于強(qiáng)化管1，光管的液膜厚度明顯低于強(qiáng)化管的液膜厚度。水平管降膜蒸發(fā)管壁的平均液膜厚度從蒸發(fā)管頂部到底部先緩慢降低后迅速升高，液膜厚度在周向角110°～120°時出現(xiàn)最低值。