管間距對水平管降膜蒸發流動形態和傳熱的影響

沈勝強，陳學，牟興森，王耀萱，高宏達

（大連理工大學遼寧省海水淡化重點實驗室，遼寧大連110024）

管間距對水平管降膜蒸發流動形態和傳熱的影響

沈勝強，陳學，牟興森，王耀萱，高宏達

（大連理工大學遼寧省海水淡化重點實驗室，遼寧大連110024）

為了探討管間距對水平管降膜蒸發的影響，以水為工質，研究了19 mm直徑的鋁黃銅水平管上降膜蒸發的傳熱與流動狀況。通過對3種管間距在Re范圍35～347下液膜流動形態的觀測，歸納出水平管降膜流動流態轉變時的臨界Re數；測量了管壁表面溫度和飽和蒸汽溫度，計算得到管子表面的平均傳熱系數和局部傳熱系數，分析了管間距對局部和平均傳熱系數的影響。實驗結果表明：在較大管間距情況下，不同流態間轉變的臨界Re數沒有明顯區別，但是在小管間距情況下，滴柱狀向柱狀以及柱狀向柱簾狀轉變的Re數會變小；平均傳熱系數會隨著管間距變小而降低，且當管間距為0.3倍管徑時，噴淋密度的變化對平均傳熱系數的影響將變得不明顯。此外，沿管周方向頂部的局部傳熱系數也隨管間距變小而明顯下降。

管間距；傳熱系數；流動形態；水平管降膜蒸發；噴淋密度；管周角度

水平管降膜蒸發技術作為一種高效的傳熱手段被廣泛地應用在海水淡化、石油化工、制冷工業、食品加工等方面。尤其在作為熱法海水淡化主要技術之一的低溫多效蒸發設備中，水平管降膜蒸發更是展現出了良好的綜合特性［1］。對于水平管降膜蒸發過程，國內外學者做了許多研究工作。在流動形態方面，Yung等［2］從液滴生成速率與毛細波震蕩頻率相等推導出流動形態從滴狀到柱狀過渡的關聯式，Ribatski等［3］總結了2005年以前降膜蒸發領域管間流動形態的研究進展。Ganic等［4］以水為工質研究了液膜在外徑25.4 mm銅管上的流動形態變化，指出從滴狀到柱狀轉變發生在Re＝180左右，并受管間距的影響。Mirtovic［5］的研究指出，流動形態的轉變受流體的流量、物性及管間距共同影響。Hu等［6］在對水、乙二醇以及乙二醇水溶液的水平管降膜流動研究后，指出流動形態的轉變不受管間距等幾何參數的影響。Roques等［7］用水、乙二醇等對19 mm的銅管做了不同管間距的相關研究，認為在較大s／d時（s為上管底部到下管頂部的距離，d為管外徑），管間距的改變對流動形態變化不明顯，而在s／d小于0.5時，流動形態的辨識將變得十分困難。對比Mitrovic［5］，Hu［6］以及Roques［7］等對流動形態轉變點的研究可以發現，不同研究得到的結果差別較大，因此要從實際的管材和流體出發去研究流動形態的變化。在傳熱方面，Parken等［8］以水為工質，以直徑22 mm管為研究對象研究了蒸發溫度等因素對平均傳熱系數的影響。牟興森等［9-11］以水和海水為工質，以直徑25.4 mm管為研究對象做了傳熱特性的研究，涉及了噴淋密度、管間距等因素對平均傳熱系數的影響。Ganic等［4］提出傳熱系數隨著管間距的增加而增加。Hu等［12］對s／d＝0.25～5.2管間距用水、乙二醇及乙二醇水溶液做了傳熱方面的研究，認為管間距對滴狀和簾狀流的平均傳熱沒有明顯影響，只是對沖擊區的局部傳熱有影響。而對柱狀流，平均傳熱系數隨管間距增大而升高。在周向局部傳熱系數上，Mu［10］、Parken［8］、Hu［12］等都做了研究，得到類似的結果。

盡管學者們針對各種參數對傳熱系數的影響做了不少研究，但是涉及管間距對傳熱影響的研究并不多。本文以水為工質，按照海水淡化裝置中的常用噴淋密度范圍，對不同管間距的水平管降膜蒸發過程進行了實驗研究，并嘗試結合管間距對流動形態的影響對傳熱現象的變化做出解釋。

1 實驗裝置

圖1為實驗裝置系統圖。工質在低位水箱中被加熱，通過給水泵送至高位水箱，再經過轉子流量計進入蒸發器箱體中的噴淋管，通過噴淋管噴灑到管排上進行降膜蒸發，蒸發出來的蒸汽通過冷凝器凝結為水。未蒸發的水流入蒸發器下方的罐體。流量計的量程為100～1 000 L／h，精度為1.5 L／h，誤差小于1.5%；電子壓力傳感器量程為0～－0.1 MPa，精度為0.1 kPa。

圖2為蒸發器箱體結構圖。最上部為噴淋管，第2到4根為導流管，最下根為加熱管，即測試管。管材均為鋁黃銅，管外徑19 mm，有效長度為1 600 mm。噴淋管開孔孔間距根據Yung等［2］總結的“泰勒不穩定式”計算確定為20 mm，共80個噴淋孔，開孔孔徑為1.5 mm。液體從噴淋管流出，在管表面形成均勻液膜。管間距s設定為0.3、0.8和1.25倍管徑，分別對應于相對管間距為1.3的正方形排列管束、轉角正方形排列管束和正三角形排列管束上下排相鄰管的間距。

圖1 實驗裝置系統圖Fig.1 Diagram of experimental system

圖2 水平管降膜蒸發器結構圖Fig.2 Schematic of horizontal tube falling film evaporator

圖3 為測試管上熱電偶布置分布圖。測試管內為特制的加熱管，加熱管表面貼合管內壁，產生穩定均勻熱流。測試管管外表面上布有20個熱電偶，位置如圖所示。熱電偶為T型，熱電偶絲直徑為0.2mm，逐支標定后精度為0.05℃。通過在測試管表面開槽－嵌入熱電偶－焊接的方式固定熱電偶，為了不影響表面液膜流動和換熱，固定好熱電偶之后，表面經過精細打磨拋光使之與管表面相同無異。同時，在噴淋管與箱體內均設熱電偶，分別監測噴淋水溫度與箱體內蒸發溫度。熱電偶在實驗前經過標定與修正。實驗數據是在實驗工況穩定后，每10 s記錄一次，每組工況的數據采集量均達到200次以上，采用每個工況的平均值作為測試結果，以保證實驗數據的準確性和可重復性。所有熱電偶及壓力傳感器所測數據通過軟件采集并存儲于計算機。

圖3 熱電偶布置圖Fig.3 Distribution of thermal couples

2 實驗結果分析

2.1 管間距對流動形態的影響

在本次實驗中，降膜流動Re定義如下：

式中：Γ為水平管單側水的流率，即噴淋密度；μ為動力粘度。

2.1.1 流動形態的分類辨識與過程描述

在本實驗的Re數的變化范圍35～347之內，從小到大依次出現了：滴狀流，滴柱狀流，柱狀流和柱簾狀流，依照Roques等［7］的定義：

1）滴狀流：管間流體只以滴狀作為唯一的流動形態，管間不存在連續的流體（如圖4（a）、5（a）、6（a））。

2）滴柱狀流：滴狀和柱狀的過渡形態，管間至少存在一條連接上下管的液柱，并存在一定的穩定時間（1～2 s）（如圖4（b）、5（b）、6（b））。

3）柱狀流：管間流體只以柱狀作為唯一的流動形態，管間不存在其他滴狀流（如圖4（c）、5（c）、6（c））。

4）柱簾狀：除1～2根為柱簾狀流外，其余均為簾狀。如圖6（d）。

拍攝曝光時間設定為1／250 s，由于照片拍攝時可能只拍到液滴拉伸的狀態而誤以為是柱狀，因而對流動形態的判斷上結合肉眼觀測來確定。

可以看出，在Re數較小時，液體流動是以不連續的滴狀在管間流動，液滴在管底部聚集形成半球狀，隨著流動的進行，液滴半徑逐漸增大，當液滴增大到一定程度后，液滴被重力拉伸形成“液頸”，當液滴所受重力超過表面張力后液滴脫離壁面做自由落體運動。Re數的繼續增大使得液滴集聚的速度加快，并能夠完全到達下一根管頂部而形成液柱。此時繼續增加Re數，液體的流動變得更為連續從而形成穩定液柱。

隨著Re的繼續增大，液柱增粗并出現搖擺現象，出現液柱的吸合（如圖4（d））以及“液牙”形的分叉現象（如圖5（d））。在Re變化的過程中，由于水的粘度小，在噴淋密度較小時也能在液滴撞擊下一根管后液膜達到足夠的鋪展長度使得相鄰2個液柱的鋪展重疊，因此沒有出現明顯的“順排流”現象［6］，甚至在滴狀時就呈現了“叉排流”。

圖4 s／d＝1.25的流動形態Fig.4 Flow pattern of s／d＝1.25

圖5 s／d＝0.8的流動形態Fig.5 Flow pattern of s／d＝0.8

圖6 s／d＝0.3的流動形態Fig.6 Flow pattern of s／d＝0.3

2.1.2 管間距對流動形態轉變點的影響

實驗中對流動形態轉變的臨界Re數進行了重復觀測，圖7所示為3種管間距下所觀測到的臨界Re數。滴狀向滴柱狀和滴柱狀向柱狀轉變的臨界Re數，s／d＝0.8和s／d＝1.25都較為一致，都在110～130從滴狀向滴柱狀轉變，在180～190從滴柱狀向柱狀轉變，說明在s／d較大時，管間距對流型的影響很小。但是在s／d＝0.3的情況下，盡管滴狀向滴柱狀的轉變Re數與較大管間距相近，約為105，但是滴柱狀向柱狀的轉變Re數則相對要小很多，Re數在150左右。而且發現在本實驗Re數范圍內，只有s／d＝0.3情況下在Re大約為285時出現了柱簾狀流。

需指出的是，在s／d＝0.3情況下，由于管間距較小，液滴在生長階段便碰觸到下一根管頂部液膜，然后在表面張力和導流的作用下迅速從上一根管底部脫離流走。在小Re數時，由于液滴被導流后，上一根管底部的液膜會產生回縮，因此可以較清楚地辨別流動形態，但是隨著Re增加，液滴的增長速度加快，出現連續碰觸導流，此時出現了辨識困難，肉眼觀察為柱狀流，但借助高速攝像儀的連續拍攝發現，流動狀態仍為滴狀流。

隨著Re數進一步增大，當液滴生成速度大于導流速度時，形成液柱。由于不需要拉伸便能接觸到下一根管，因此不存在拉伸斷裂回縮的現象，按照辨識準則即可認為形成液柱，所以在較小的Re數下，s／d＝0.3就完成了滴柱狀向柱狀流的轉變。同時，在較大Re數時，s／d＝0.8和s／d＝1.25均出現了液柱的融合分叉的“液牙”現象，但是s／d＝0.3時，液柱融合后得不到足夠的空間讓其分叉，在觀察時便呈現為成片的簾狀，因此也比s／d＝0.8和s／d＝1.25以較小的轉變Re數進入柱簾狀流。

此外，在對液膜流動的觀測中發現，液柱或者液滴的撞擊使液膜表面產生毛細波，隨著管間距的增大，液滴或者液柱撞擊液膜表面的速度也會增大，產生的毛細波的振幅也越大。在s／d＝0.3的情況下，由于不存在碰撞現象，因而所產生的毛細波振幅相對小很多。

圖7 流動形態轉變臨界雷諾數Fig.7 Typical Re for flow pattern transition

2.2 管間距對傳熱系數的影響

2.2.1 管間距對局部傳熱系數的影響

由于液膜繞管外的流動狀態的差異，傳熱系數也在變化，通過對局部溫度和蒸汽飽和溫度的測量，可以計算得出局部傳熱系數：

式中：hl為局部傳熱系數，ΔTl為蒸汽飽和溫度與管壁局部溫度的差。圖8所示的是蒸發溫度為60℃情況下，噴淋密度為0.043 4 kg／（m·s）局部傳熱系數的分布。3條曲線代表的局部傳熱系數都在0°時最高，隨著角度的增加逐漸下降，在135°時達到最低，而后略有回升。在0°位置，管子直接受到液體的沖擊，流動速度與熱流的方向夾角最小，因此局部傳熱系數非常高；隨著遠離沖擊區，流動區域平緩，局部傳熱系數迅速下降，而在180°的底部，液膜從管兩側繞流發生碰撞，形成液滴滴落，促進了液膜擾動，因此傳熱系數又有所回升。

圖8 局部傳熱系數分布Fig.8 Distribution of hl

從圖8還可以看出，管間距對整個管周方向上的局部傳熱系數有著重大的影響。對于本文采用的3個管間距，管間距越大，其各點的局部傳熱系數就越高，尤其是在管子頂部最為明顯。說明較大管間距給予了液滴足夠的生長和拉伸的空間，在重力的作用下，液滴撞擊下管壁面時的速度提高了，因此頂部液體的沖擊得到了加強，大大提高了傳熱系數。撞擊速度產生的波動對局部傳熱產生的影響隨著角度的增長而降低，s／d＝1.25和s／d＝0.8時在0°位置，前者比后者高出了20.3%，45°位置高出了18.4%，90°之后差異更小。在s／d＝0.3管間距下，如2.1.2節所述，液滴尚未生長完全便接觸到下管壁面被導流走，幾乎沒有碰撞的現象，因而流速很低，液膜波動較平緩，這也可以從局部傳熱系數上看出，其頂部傳熱系數明顯低于s／d＝1.25和s／d＝0.8管間距。

2.2.2 管間距對平均傳熱系數的影響

在本實驗中，針對低溫多效蒸發海水淡化裝置中的常用情況，將實驗溫度控制在50～70℃，噴淋密度的變化范圍為0.017 4～0.086 8 kg／（m·s）。平均傳熱系數通過下式得到：

式中：havg為平均傳熱系數，Q為熱流量，q為熱流密度，F為傳熱面積，ΔT為飽和溫度與管壁上所測得溫度平均值的差。圖9為蒸發溫度60℃時，在3種不同管間距下水平管降膜蒸發平均傳熱系數隨噴淋密度的變化。

圖9 平均傳熱系數分布Fig.9 Distribution of havg

如圖所示，在噴淋密度范圍0.017 4～0.086 8 kg／（m·s）內，s／d＝0.8和1.25的平均傳熱系數在較小噴淋密度下都隨著噴淋密度的增加而增加，噴淋密度在0.05～0.07 kg／（m·s）降膜蒸發傳熱系數具有最大值。這表明，噴淋密度較低時，增加噴淋密度將提高液膜的流速，增加了液膜的波動；但是隨著噴淋密度的增加，液膜的厚度也增加，因而當到達一定程度時，液膜增厚對傳熱的抑制也變得明顯，從而出現了傳熱系數略微下降的現象。由實驗結果還發現，s／d＝1.25管間距的水平管降膜蒸發平均傳熱系數均略大于s／d＝0.8，而這兩者的平均傳熱系數遠大于s／d＝0.3情況下的傳熱系數。在噴淋密度Г＝0.052 kg／（m·s）的情況下，s／d＝1.25的平均傳熱系數比s／d＝0.3高出70.5%，s／d＝0.8的平均傳熱系數比s／d＝0.3的情況下高出62.0%。由2.2.1節可以知道，s／d＝0.3管周各點局部傳熱系數都較s／d＝1.25和0.8小，尤其在φ小于90°時。因而導致了在整個平均傳熱系數上，s／d＝0.3也遠小于其他2種管間距排列。由實驗結果還發現，在s／d＝0.3的情況下，噴淋密度對平均傳熱系數的影響并不明顯，在噴淋密度從0.017 4 kg／（m·s）提高到0.052 kg／（m·s）時，其增長不超過4.6%，而同樣Г增長幅度下，s／d＝0.8和s／d＝1.25平均傳熱系數的增長分別達到了8.2%和9.4%。說明在較小的管間距情況下，液體的管間流動撞擊現象較弱，管間的流體直接通過管面導流作用流走，液滴和水平管表面接觸面積很大，因而噴淋密度的增加對液膜波動的影響并不明顯，導致平均傳熱系數對噴淋密度的變化并不敏感。

3 結論

本文以水為工質，以19 mm鋁黃銅管為研究對象，通過對改變管間距來研究其對管外降膜流動形態和蒸發傳熱的影響，得出以下結論：

1）s／d＝1.25與0.8時，流行轉變的臨界Re數基本一致；但是s／d＝0.3時，滴柱狀到柱狀的臨界Re數明顯變小，在Re大約280左右時出現了柱簾狀流動形態。

2）s／d的增大會提高管周向頂部傳熱效果，隨著周向角度的增大，這種影響逐漸減弱。

3）s／d的增大會提高平均傳熱系數。

4）在小管間距時，噴淋密度的變化對平均傳熱系數的影響并不明顯；在較大管間距下，噴淋密度在0.05～0.07 kg／（m·s）降膜蒸發傳熱系數具有最大值。

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The effect of tube spacing on flow pattern and heat transfer of horizontal tube falling film evaporation

SHEN Shengqiang，CHEN Xue，MU Xingsen，WANG Yaoxuan，GAO Hongda
（Key Laboratory of Liaoning Province for Desalination，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China）

In order to investigate the influence of tube spacing on horizontal tube falling film evaporation，an experimental study is conducted on the heat transfer and flow pattern with 19mm out-diameter Al-brass tubes by using water as working fluid.This study focuses on the effect of three different tube spacing on the flow pattern and heat transfer characteristics.The variations of flow patterns with different tube spacing in the range of Re from 35 to 347 were observed and the critical Re numbers of flow pattern transition of the horizontal tube were obtained.The average and local heat transfer coefficients were obtained from the measured temperatures of tube surface and saturated vapor by thermocouples.The local and average heat transfer coefficients are analyzed with the variation of tube spacing.The results showed that there is no obvious difference of critical Re number for pattern transition at larger tube spacing，but the critical Re number at small tube spacing will be small for patterns transition from droplet-column to column and column to column-sheet.The average heat transfer coefficient decreases with decreasing of the tube spacing.As the tube spacing is 0.3 times of tube diameter，the average heat transfer coefficient will be not related with the spray density.In addition，the local heat transfer coefficient on the top of the tube peripherally decreases with the decreasing of tube spacing either.

tube spacing；heat transfer coefficient；flow pattern；horizontal tube falling film evaporation；spray density；circumferential angle

10.3969／j.issn.1006-7043.201309007

http：／／www.cnki.net／kcms／detail／23.1390.U.20141205.1533.022.html

TK124

A

1006-7043（2014）12-1492-05

2013-09-02.網絡出版時間：2014-12-02.

國家自然科學基金資助項目（51176017）；高等學校博士學科點專項科研基金資助項目（20110041110032）.

沈勝強（1961-），男，教授，博士生導師.

沈勝強，E-mail：zzbshen＠dlut.edu.cn.