橢圓管外液膜流動的數值模擬及傳熱實驗研究Ⅱ：實驗研究

齊春華，馮厚軍，邢玉雷，趙河立

(1.國家海洋局天津海水淡化與綜合利用研究所，天津 300192；2.國家海水利用工程技術研究中心，天津 300192)

近年由于能源危機及產業化需求等諸多因素，對降膜蒸發進行強化傳熱已成為節約能源、降低成本的重要手段。強化傳熱自最早有記載的傳熱研究起就涉及到從事這一領域的科研工作者和工業實踐者[1]。強化傳熱通常是對光管進行加工得到各種結構的異形管，如波紋管、螺紋管、螺旋槽紋管、翅片管、針翅管和多孔表面管等[2]。在蒸餾海水淡化中使用強化傳熱管，可節約傳熱材料用量，降低裝置造價[3]。但強化傳熱管在提高傳熱效率的同時，也帶來了腐蝕和污垢等負面問題，限制了在蒸餾海水淡化領域的應用。橢圓管表面光滑，與其他用于蒸餾淡化的高效管相比，具有易安裝，不易結垢等優點。所以，研究橢圓管應用于蒸餾淡化蒸發器是很有必要的。本研究在橢圓管外液膜流動的數值模擬[4]的基礎上，對長短軸比E=1.5橢圓管外的液膜厚度和傳熱性能進行實驗研究，驗證了模擬結果，并取得實驗數據，為其應用于海水淡化領域提供依據。

1　橢圓管蒸餾淡化裝置的研制

以傳熱實驗平臺為基礎，結合水平管降膜蒸發蒸餾淡化裝置[3]的結構，根據選定的橢圓管型，開發設計了相應的橢圓管板、管圈、布液裝置等，研制了1臺傳熱管長度為0.9 m的橢圓管束蒸餾淡化裝置。

圖1　橢圓管蒸餾淡化裝置Fig.1　The elliptical tube distillation desalting device

橢圓管蒸發器外形為長方體，外形尺寸為1 300 mm×520 mm×720 mm臥式容器，蒸發器材質全部選用316 L不銹鋼。

1.1　橢圓管板設計

在實驗過程中，會使用不同結構形式的傳熱管、膠圈和管板，所以對管板系統的設計重點考慮可拆卸性。管板為400 mm×400 mm×10 mm方板，由螺栓連接于管板支撐板上，管板與支撐板之間的連接采用聚四氟墊圈，保證了蒸汽側與海水側的密封。橢圓管采用正三角排列，上3層使用實心管用來布液；下3層共14根傳熱管進行換熱，從而保證管外海水流動穩定性更接近于工程實際工況。

1.2　橢圓密封圈

橢圓傳熱管和管板之間采用橡膠密封圈連接，利用橡膠圈的回彈密封性能，解決了橢圓傳熱管與管板間的緊固和密封問題，采用彈性軟連接的方式實現了橢圓傳熱管與管板方便、快速的安裝。彈性橡膠密封圈的中孔為橢圓形，橡膠圈中孔的尺寸略小于所安裝的橢圓傳熱管，橡膠密封圈的橫截面呈“U”字形(見圖2和圖3)。

圖2　橢圓密封圈安裝示意圖Fig.2　Fixing sketch map of the elliptical sealing ring

圖3　橢圓形密封圈Fig.3　The elliptical sealing ring

1.3　布液裝置

本實驗的布液裝置采用噴淋盤，如圖4，保證了實驗平臺的測試精度。布液盤與蒸發器筒壁連接采用拉桿連接，噴淋盤是高200 mm的長方體敞口容器，底部開有400個φ1.5 mm孔，設計內部液體最深15 cm時，流量可達3.757 t/h。

圖4　實驗過程中的布液狀況Fig.4　Performance of the liquid distribution in experiment

2　實驗研究方法

用數值模擬方法確定了管外液膜流動狀態較好的管型結構尺寸，將這種結構尺寸的橢圓管加工成型，開發制造與之配套的管板、管圈、布液裝置等，在傳熱實驗平臺上進行橢圓管束與圓管管束的傳熱性能實驗研究，對比傳熱性能。

2.1　實驗裝置

實驗研究裝置為多功能蒸餾海水淡化傳熱實驗平臺，實驗裝置見圖5，系統流程示意見圖6。

圖5　多功能蒸餾海水淡化傳熱實驗平臺Fig.5　Multifunction experimental equipment of heat transfer for distillation desalting

圖6　實驗工藝流程圖Fig.6　Process flow diagram of the experiment

實驗平臺由蒸發器、電熱鍋爐、海水循環泵、換熱器、真空泵和冷凝液計量裝置等設備組成。實驗流程如下：首先，打開真空泵10和11對系統進行抽氣，產生初始真空，然后進料海水通過循環泵4和5進入蒸發器2，通過液體分布器在蒸發器的傳熱管上形成連續的薄水膜。與此同時電熱鍋爐1產生的低壓蒸汽進入水平管降膜蒸發器2，與海水進行蒸發冷凝傳熱。系統產生的二次蒸汽進入換熱器6進行冷凝，冷凝液可以通過計量裝置8計量。一次蒸汽被冷凝，冷凝液通過質量流量計計量后回到電熱鍋爐，未冷凝的部分通過換熱器7進行冷凝，冷凝液可以通過計量裝置9計量。不凝氣分別從蒸發器管程和殼程由真空泵10和11抽出。

橢圓傳熱管有效長度為800 mm，正三角形排列，上2層為實心管用來布液，以保證管外海水流動穩定性，更接近于工程實際工況。實驗過程中采用高速攝影法測定傳熱管外液膜厚度，利用液膜三維成像測量系統對氣液兩相界面進行實時跟蹤、攝影和記錄，然后對所得的圖像及信號進行分析，從而采集傳熱管外液膜厚度的變化。測量系統采用的是美國Vision Research Inc生產的Phantom V12.1高性能彩色圖像采集系統，測量系統用三腳架固定在2層平臺上，距蒸發器視鏡300 mm處。高速攝像機與被測傳熱管在同一水平線上，用一穩定面光源直射實驗件，減少光線對試驗數據的影響。由采集程序設定采集信號的時間間隔，所采數據存放在指定的文檔文件中，利用Phantom軟件PCC 1.3測量功能對膜厚進行測量。

2.2　數據處理

對實驗數據的處理整理如下。

1)液體負荷Γ:

(1)

實驗中傳熱管三角形叉排。液體負荷Γ即為單位時間內傳熱管外側單位長度的噴淋水質量流量，kg/(m·s);N為每層管數量；L為有效傳熱長度，m；G2為二次蒸汽凝結水量，kg/s。

2)一次蒸汽凝結放熱量Q1:

Q1=G1γ

(2)

G1為一次蒸汽凝結水量，kg/s；γ為一次飽和水蒸氣汽化潛熱，kJ/kg。

3)噴淋水蒸發吸熱量Q2:

Q2=G2(I-i)

(3)

I為二次飽和水蒸氣的焓，J/g；i為對應溫度飽和水的焓，J/g。

4)傳熱溫差△t

△t=t1-t2

(4)

式中△t為傳熱管內外流體的溫度差。本實驗在循環水箱內設置了加熱裝置，料液加熱至飽和溫度才泵入到蒸發器內蒸發，所以水溫為飽和進料溫度t2；蒸汽溫度t1由電熱鍋爐控制，以蒸發器入口處測溫點為準。

5)熱通量q:

(5)

ρ為冷凝液的密度，kg/m3；do為傳熱管的外徑，m。

6) 平均熱量Q:

Q=(Q1-Q2)/2

(6)

7)熱平衡誤差△:

△=(Q1-Q2)/Q×100%

(7)

8)總傳熱系數K:

(8)

式(8)中，傳熱面積F為

(9)

2.3　圖像數據處理步驟

1)由液膜三維成像測量系統得到不存在液體的標定圖像和存在液體的待測圖像。

2)進行灰度轉換，保證標定圖像和待測圖像為0～255的灰度圖像。

3)在Phantom軟件PCC 1.3軟件中，對任一點液膜邊緣到管壁的距離進行測量，得到液膜的厚度。

3　實驗結果與分析

針對E=1.5的橢圓管，測試了液體負荷對其總傳熱系數的影響，考察了在同一入口流速下橢圓管外液膜厚度分布，并與圓管進行對比分析，獲得了橢圓管外液膜流動和強化傳熱基本規律。

實驗參數為：系統蒸發室壓力0.031 2 MPa(絕壓)，總傳熱溫差3 ℃，液體負荷0.007～0.130 kg /(m·s)。實驗過程中，控制蒸發器內的壓力使噴淋液膜傳熱傳質在表面蒸發狀態下進行，循環水箱設有加熱器，料液加熱至飽和溫度才泵入到蒸發器內蒸發，以保證各參數測量精度。保持傳熱管內外兩側熱平衡相對誤差小于15%。

3.1　液體負荷對橢圓管總傳熱系數的影響

E=1.5橢圓管總傳熱系數隨液體負荷的變化規律見圖7。

圖7　液體負荷對總傳熱系數的影響Fig.7　Effect of sprinkling density on heat transfer coefficient

圖7是傳熱溫差為3 ℃，蒸發溫度為70 ℃時E=1.5橢圓管與φ25 mm圓管總傳熱系數隨液體負荷Γ的變化曲線。實驗結果表明，橢圓傳熱管的傳熱系數比圓管提高20%～22%。從圖7中可知，總傳熱系數K隨著液體負荷Γ的增加先增大后減小再增大，超過一定數值后，液體負荷對總傳熱系數的影響逐漸減小，并且隨著液體負荷越大，液體向傳熱管周圍濺射的現象越嚴重。

3.2　橢圓管外液膜厚度分布

實驗考察了在入口流速為0.8 m/s的工況下，橢圓與圓管管外液膜厚度變化，見圖8。

圖8　橢圓與圓管管外的液膜厚度對比Fig.8　Contrast in thickness of film between the elliptical tube and circle tube

θ為測點和管重心的連線與過管重心的垂線之間的夾角。由圖8可見，E=1.5的橢圓管外平均膜厚度比圓管的薄3%～16%，最薄處出現在θ=90°時，這是因為在忽略二次蒸汽對液膜的剪切力作用時，可以認為液體流動的推動力是重力的切向分力，而重力的切向分力Gg隨著周向角θ有明顯的變化。在0<θ<π/2區域內，液膜隨著推動力Gg的逐漸增大，運動速度加快，造成上游液體供應不上，液膜減薄。在θ=π/2處，Gg等于重力G，液體受到推動力最大，流速達到最大值，液膜厚度出現最小值。在π/2<θ<π區域內，Gg隨著θ增大逐漸減小，液膜的運動速度也不斷減小，由于下游液體流速比上游慢，故在下游出現液體堆積，液膜厚度不斷增加，直至θ=π處，Gg=0，液體脫離管壁向下滴?？梢姡讦?π/2處的附近區域，液膜流速大，膜厚小，故熱阻較小，可獲得較高的傳熱系數。E=1.5的橢圓管使這個較高傳熱系數的區域所占比例比E=1.0的圓管變大，薄液膜利于蒸發，傳熱效果會得到強化。

將上述工況測試所得橢圓管外液膜厚度與模擬計算值進行了對比，見圖9。

圖9　管外液膜厚度分布 (模擬值與實驗值對比)Fig.9　The thickness distribution of the liquid film outside the tube (Comparison between simulation result and experiment data)

橢圓管外液膜厚度的實驗結果與模擬計算結果的對比可見圖9。可以看出模擬結果與實驗結果基本吻合，在θ<145°時，模擬計算結果與實測值幾乎重合，最大誤差約8%，而當θ>145°時，實測值比計算值略大，尤其是管下半部液膜厚度的實測值比計算值高出約25%，分析原因有2個：1)因為在理論模型中沒有考慮下半部液膜與管壁分離的問題；2)當液膜處于蒸發或冷凝狀態時，液膜界面條件與等溫情形明顯不同。實驗過程中伴隨著蒸發相變過程，不斷有蒸汽分子在汽液界面內外交換，由此產生了蒸汽壓力(蒸汽反作用力)，并且，由于波動表面溫度分布不均將產生熱毛細力效應，這些不同之處都將對表面液膜的穩定性產生一定的影響。Bankoff等[5-10]以邊界層理論為基礎，對蒸發或冷凝狀態下的液膜表面進行了穩定性分析，在蒸發或冷凝狀態下求解了O-S方程。Davalos-orozco[11]在考慮蒸汽反作用力、熱毛細力、范德華引力、質量變化和非平衡熱力學效應等因素的作用下，推導了水平壁面上的蒸發或冷凝時超薄液膜的非線性二維表面波長波演化方程，對其演化歷程及穩定性進行了數值計算，得到了液膜從擾動開始到破斷前的變化規律。

由上可知，在入口流速為0.8 m/s的工況下，θ在20～170°區間變化時，橢圓管外液膜厚度為0.32～0.54 mm，考慮到不同入口流速，以0.16～0.7 mm厚度的液膜為對象，考慮蒸汽反作用力、熱毛細力等因素的作用，對橢圓管外蒸發時液膜的穩定性進行理論計算，得到液膜繞管周的變化規律將是下一步工作的重點。

4　結論

1)橢圓管外液膜厚度的模擬計算與實驗結果基本吻合，誤差約8%，可見模型建立正確，模擬計算方法可行。

2)采用實驗方法對比傳統圓管型與E=1.5橢圓管型的傳熱性能，實驗結果表明橢圓傳熱管的傳熱系數比圓管提高20%～22%，可見橢圓管型強化傳熱明顯。

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