低溫多效蒸發(fā)海水淡化裝置中流動阻力對傳熱溫差的影響

周士鶴,郭亞麗,沈勝強(qiáng),劉華

(大連理工大學(xué)能源與動力學(xué)院,116024,遼寧大連)

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低溫多效蒸發(fā)海水淡化裝置中流動阻力對傳熱溫差的影響

周士鶴,郭亞麗,沈勝強(qiáng),劉華

(大連理工大學(xué)能源與動力學(xué)院,116024,遼寧大連)

為了確定低溫多效蒸發(fā)(LT-MED)海水淡化裝置中流動阻力對傳熱溫差的影響,基于考慮阻力損失的LT-MED熱力過程數(shù)學(xué)模型,計算了各項流動阻力引起的溫差損失在裝置各效蒸發(fā)/冷凝器中的分布,分析了蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量、平均表觀傳熱溫差對阻力引起的傳熱溫差損失的影響。結(jié)果表明:平均表觀傳熱溫差一定時,每效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)各項阻力隨蒸發(fā)/冷凝器序列數(shù)的增加先減小后增大,相應(yīng)溫差損失逐漸增大;隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量增加,管內(nèi)凝結(jié)和除沫器流動阻力引起的溫差損失所占比例均上升,而管束流動阻力呈下降趨勢;裝置中阻力引起的傳熱溫差損失比例隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量增加、平均表觀傳熱溫差增大而增大,且相當(dāng)可觀,對裝置性能的影響不可忽視。

海水淡化;多效蒸發(fā);流動阻力;傳熱

近年來,隨著經(jīng)濟(jì)發(fā)展和人口增長,淡水資源短缺問題已成為制約我國社會經(jīng)濟(jì)可持續(xù)發(fā)展的瓶頸。開發(fā)海水淡化技術(shù),向大海要淡水是解決沿海地區(qū)水資源短缺的重要途徑。目前,商業(yè)化的大型海水淡化技術(shù)有多種[1],其中低溫多效蒸發(fā)海水淡化(LT-MED)技術(shù)不僅能與發(fā)電廠及核能、太陽能等新能源相耦合,還具有熱能利用率高、產(chǎn)水純度高、工藝運(yùn)行穩(wěn)定安全等特點[2-4]。因此,其市場份額和裝機(jī)容量增長很快,目前已占世界海水淡化總裝機(jī)容量的8%以上[5]。

水平管降膜蒸發(fā)/冷凝器因其在低溫、低液體流量、小溫差工況下的高傳熱系數(shù),在LT-MED海水淡化系統(tǒng)中得到了廣泛應(yīng)用[6]。研究發(fā)現(xiàn),不同于一般的換熱設(shè)備,LT-MED海水淡化系統(tǒng)的表觀傳熱溫差一般僅為2～4 ℃,且裝置在真空飽和狀態(tài)下運(yùn)行,飽和溫度對壓力變化非常敏感,流動阻力會引起傳熱溫差的極大改變,因此在對LT-MED海水淡化裝置熱力過程的分析和設(shè)計中,準(zhǔn)確認(rèn)識流動阻力引起的傳熱溫差損失極其重要。迄今已開展了大量關(guān)于LT-MED海水淡化系統(tǒng)的熱力過程模擬和分析,但對其中阻力的影響考慮不盡相同。例如,Darwish等建立的模型中忽略了裝置中存在的各項阻力[7];Aly建立了并流進(jìn)料的MED數(shù)學(xué)模型,假定各效蒸發(fā)/冷凝器的傳熱系數(shù)和熱力損失相等,忽略了蒸發(fā)產(chǎn)物的閃蒸[8];El-Dessouky等在為提供MED海水淡化裝置內(nèi)部過程的基礎(chǔ)性理解而建立的簡化模型中,也假設(shè)各效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)阻力損失為常量[9],其在文獻(xiàn)[10]中提出的MED海水淡化系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型,則考慮了蒸汽流經(jīng)除沫器、效間通道的流動阻力以及在管內(nèi)冷凝過程產(chǎn)生的壓降,但未考慮蒸汽橫掠傳熱管束的壓降造成的溫差損失,所用關(guān)聯(lián)式并非來自針對MED海水淡化裝置的研究。

通過對以往文獻(xiàn)的回顧可見,對于MED海水淡化裝置中流動阻力關(guān)注的較少,其對系統(tǒng)性能的影響沒有受到重視。本文基于考慮各項阻力損失的LT-MED海水淡化裝置數(shù)學(xué)模型,計算得到了在平均表觀傳熱溫差一定時,各項流動阻力及其引起的溫差損失在裝置各效蒸發(fā)/冷凝器中的分布特性,并研究了其隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量、平均表觀傳熱溫差的變化規(guī)律,闡述了在大型多效蒸發(fā)海水淡化裝置中考慮阻力損失的必要性。

1 多效蒸發(fā)海水淡化過程中的流動阻力分析

LT-MED海水淡化裝置的主體部分由水平管降膜蒸發(fā)/冷凝器、尾部冷凝器、閃蒸罐以及抽真空系統(tǒng)組成,附屬部分包括產(chǎn)品水、濃鹽水和冷卻水的排出以及進(jìn)料海水的輸入設(shè)備,如圖1所示。裝置的工作過程如下。

圖1 LT-MED海水淡化系統(tǒng)流程圖

管外海水側(cè):海水被輸送至尾部冷凝器中冷卻末效蒸發(fā)/冷凝器產(chǎn)生的蒸汽,隨后一部分作為進(jìn)料海水進(jìn)入裝置,另一部分作為冷卻海水排回大海。以圖1所示的并流進(jìn)料方式為例,進(jìn)料海水被等量分配到各效蒸發(fā)/冷凝器中,經(jīng)布液器均勻分布到蒸發(fā)/冷凝器的頂排管上,在重力作用下沿管束以水平管降膜形式向下流動,海水在降膜流動中被管內(nèi)蒸汽加熱而發(fā)生部分蒸發(fā),生成的二次蒸汽匯集到蒸發(fā)/冷凝器集汽箱,經(jīng)除沫器去除蒸汽攜帶的海水水滴后進(jìn)入下一效蒸發(fā)/冷凝器的管內(nèi)作為加熱蒸汽,剩余的濃鹽水逐效進(jìn)入下一效蒸發(fā)/冷凝器的鹽水空間,由于壓力變化部分濃鹽水發(fā)生閃蒸,濃鹽水最終匯集至末效蒸發(fā)/冷凝器后被排出。

管內(nèi)蒸汽側(cè):加熱蒸汽進(jìn)入到第一效蒸發(fā)/冷凝器的進(jìn)汽管箱,在水平傳熱管內(nèi)放熱凝結(jié),加熱管外的海水,管程凝結(jié)水匯集到淡水管箱后,根據(jù)提供加熱蒸汽的外部熱源情況,或返回鍋爐給水系統(tǒng),或排入閃蒸罐。凝結(jié)水排入閃蒸罐,因壓力降低部分凝結(jié)水產(chǎn)生閃蒸,閃蒸汽進(jìn)入下一效蒸發(fā)/冷凝器的進(jìn)汽管箱,凝結(jié)水進(jìn)入下一效蒸發(fā)/冷凝器的淡水管箱,以此類推,直至末效蒸發(fā)/冷凝器產(chǎn)生的蒸汽在尾部冷凝器中凝結(jié)為水。所有凝結(jié)水作為裝置的產(chǎn)品水排出。

1:噴淋裝置;2:內(nèi)封頭;3:蒸汽通道;4:凝結(jié)水管;5:水平換熱管束;6:除沫器圖2 LT-MED海水淡化系統(tǒng)阻力損失示意圖

在多效蒸發(fā)海水淡化過程中,蒸發(fā)/冷凝器中蒸汽流向如圖2中箭頭所示。管外海水液膜部分蒸發(fā)產(chǎn)生的蒸汽,從管束中心向管束邊緣逐漸匯集到集汽箱中,這是一個蒸汽流量逐漸增加的過程,在這個流動過程中產(chǎn)生流動阻力Δpt,使得管束中的壓力高于集汽箱中的壓力;集汽箱中的蒸汽經(jīng)過除沫器,再由蒸汽通道進(jìn)入下一效蒸發(fā)/冷凝器進(jìn)汽管箱,流動中依次產(chǎn)生壓力降Δpd、Δpf、Δpb,壓力進(jìn)一步降低;蒸汽在下一效蒸發(fā)器的管內(nèi)邊流動邊凝結(jié),產(chǎn)生壓力降Δpc。

2 流動阻力數(shù)學(xué)模型

絲網(wǎng)除沫器流動阻力的計算采用文獻(xiàn)[11]的計算式

Δpd=3.881 78ρd0.375 798vv0.813 17dW-1.561 141 47Ld

(1)

式中:ρd為除沫網(wǎng)密度,kg·m-3;vv為汽相流速,m·s-1;dW為金屬網(wǎng)絲徑,mm;Ld為除沫網(wǎng)厚度,m。

蒸汽通道流動阻力包括蒸汽流道中的局部阻力Δpb和在通道中流動因摩擦引起的沿程阻力Δpf,其計算式分別如下[12]

(2)

(3)

式中:m為通過通道的蒸汽質(zhì)量流量,kg·s-1;vsec為飽和蒸汽在管束最小截面處的流速,m·s-1;R為彎頭半徑,m;β為彎頭角度,(°);L為蒸汽通道的長度,m;ρ為蒸汽的密度,kg·m-3;δ為通道當(dāng)量直徑,m;α為局部損失系數(shù),計算式為

(4)

管內(nèi)凝結(jié)流動阻力采用文獻(xiàn)[13]的實驗關(guān)系式來計算

(5)

管束流動阻力的計算采用蒸汽橫掠水平降膜管束實驗得到的關(guān)系式[14]

(6)

式中:N為管列數(shù);G為蒸汽的流通量,kg/(m2·s);f為蒸汽橫掠水平管束降膜流動阻力修正系數(shù)。當(dāng)管束采用正三角形排列,管外徑為25.4 mm,管間距與管徑比為1.3時,相應(yīng)的修正系數(shù)f的計算式如下

(7)

3 流動阻力對傳熱溫差影響的計算分析

將海水淡化裝置的總溫差與蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量之比稱為裝置的平均表觀傳熱溫差ΔTa,表達(dá)式為

(8)

式中:t0為第一效蒸發(fā)/冷凝器加熱蒸汽溫度, ℃;tn為末效蒸發(fā)/冷凝器蒸發(fā)溫度, ℃;n為蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量。

由于海水沸點升高、蒸汽流動阻力造成的凝結(jié)溫度降低,將使得蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)有效傳熱溫差明顯減小。蒸汽凝結(jié)溫度tc,(i-1)和蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)有效傳熱溫差ΔTi的計算式分別為

tc,(i-1)=ti-1-Δtt,(i-1)-Δtd,(i-1)-

Δtb,(i-1)-Δtf,(i-1)-Δtc,(i-1)

(9)

ΔTi=tc,(i-1)-tB,i

(10)

式中:tB,i為第i效蒸發(fā)/冷凝器海水蒸發(fā)溫度, ℃。

本文采用的LT-MED海水淡化系統(tǒng)熱力過程數(shù)學(xué)模型[15]假設(shè)系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài),并忽略產(chǎn)品水中的鹽分。模型具有下述特點:①考慮了海水沸點升高、蒸發(fā)器和閃蒸罐內(nèi)的不平衡份額,以及蒸汽流經(jīng)傳熱管束、除沫器和效間連接段管道及其在冷凝過程中因流動阻力引起的溫差損失等;②海水的物理性質(zhì)是鹽度(質(zhì)量分?jǐn)?shù))和溫度的函數(shù),淡水與飽和蒸汽的物性是溫度的函數(shù);③各效蒸發(fā)器按等面積法設(shè)計。

基于上述模型,通過計算獲得了在ΔTa一定的前提下,LT-MED海水淡化裝置各項流動阻力引起的傳熱溫差損失在各效蒸發(fā)/冷凝器中的分布特性,同時分析了蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量n、ΔTa對各項阻力損失所占比例,阻力引起的總溫差損失及傳熱溫差損失比例的影響。文中算例的計算參數(shù)列于表1,通過計算得到了不同蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量和平均表觀傳熱溫差下的結(jié)構(gòu)參數(shù)(見表2)。

當(dāng)ΔTa為2.5 ℃,首效加熱蒸汽溫度為70 ℃,n=8,10,12,對應(yīng)的末效蒸發(fā)溫度分別為50、45和40 ℃時,每效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)流動阻力Δp及引起的傳熱溫差損失Δt與裝置蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量的關(guān)系如圖3～6所示。

表1 給定的計算參數(shù)

注:濃縮比為排放濃鹽水中鹽的質(zhì)量濃度與進(jìn)料鹽水中鹽的質(zhì)量濃度之比。

表2 不同蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量和平均表觀傳熱溫差下的結(jié)構(gòu)參數(shù)

nΔTa=1．7℃A/m2排數(shù)/列數(shù)ΔTa=2．5℃A/m2排數(shù)/列數(shù)811567214/977083167/76910367202/826377159/72109421192/885813152/69118633185/845370146/66127969177/805003141/64

注:A為每效傳熱面積。

圖3 Δtd和Δpd隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量及序列數(shù)的變化

圖4 Δtt和Δpt隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量及序列數(shù)的變化

圖5 Δtc和Δpc隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量及序列數(shù)的變化

圖6 (Δtb+Δtf)和(Δpb+Δpf)隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量及序列數(shù)的變化

當(dāng)裝置蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量一定時,每效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)流動阻力隨蒸發(fā)/冷凝器序列數(shù)i增加呈先減小后增加的趨勢,相應(yīng)的傳熱溫差損失則呈逐漸遞增趨勢,且在低溫段時增速更快。以圖4中n=12時為例,第6效蒸發(fā)/冷凝器(蒸發(fā)溫度為54.1 ℃)的管束流動阻力Δpt約占首效蒸發(fā)/冷凝器(蒸發(fā)溫度為66.7 ℃)的80%,末效蒸發(fā)/冷凝器(蒸發(fā)溫度為40 ℃)約是首效蒸發(fā)/冷凝器的1.7倍,而相應(yīng)的傳熱溫差損失Δtt,第6效蒸發(fā)/冷凝器是首效蒸發(fā)/冷凝器的1.3倍,末效蒸發(fā)/冷凝器達(dá)到首效蒸發(fā)/冷凝器的5.2倍。通過分析可以發(fā)現(xiàn):隨著i的增加,蒸發(fā)溫度逐效降低,汽化潛熱逐效增大;參見圖1,逐效匯集的凝結(jié)水總量和濃鹽水總量不斷增加,凝結(jié)水和濃鹽水在每效蒸發(fā)/冷凝器中產(chǎn)生的閃蒸汽質(zhì)量流量mdf、mbf逐效增加,并進(jìn)入下一效蒸發(fā)/冷凝器管內(nèi)作為熱源。二者共同作用使得各效蒸發(fā)/冷凝器中的總蒸汽質(zhì)量流量mdis呈現(xiàn)先減后增的趨勢,如圖7所示。蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)的飽和蒸汽比容隨溫度降低而逐效增大,與蒸汽質(zhì)量流量的變化共同影響蒸汽流速,進(jìn)而影響各項流動阻力,使其呈現(xiàn)與二次蒸汽質(zhì)量流量相似的先減后增的變化。同時,根據(jù)水蒸氣的性質(zhì),單位壓力降引起的飽和溫降隨溫度降低而增大,因此相應(yīng)的傳熱溫差損失隨i的增加呈逐漸遞增趨勢,且在低溫段增速更快。

由圖3、圖4和圖6可以看出,隨著n的增加,相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)蒸汽流經(jīng)除沫器、降膜管束和蒸汽通道的壓降及引起的傳熱溫差損失均逐漸減小,且在低溫段時減幅更大。例如,圖3中當(dāng)n從8增至12時,同為第3效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)除沫器流動阻力減小約3.5%,而同為第8效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)減幅可達(dá)24.6%。本文算例將總淡水產(chǎn)量設(shè)為定值,隨n的增加,每效的淡水生產(chǎn)負(fù)荷減小,即相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)產(chǎn)生的二次蒸汽質(zhì)量流量減小,且在低溫段減幅大于高溫段(參見圖7);同時由于平均表觀傳熱溫差相等,相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器的蒸發(fā)溫度近似相等,飽和蒸汽密度近似相等,因此相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器內(nèi),除沫器和蒸汽通道流動阻力隨n的變化趨勢主要受二次蒸汽質(zhì)量流量的影響,而管束流動阻力不僅與上述因素有關(guān),還受降膜流動噴淋密度的影響。文中算例以總淡水產(chǎn)量和濃縮比不變?yōu)榍疤?即裝置總進(jìn)料海水量不變,隨著n的增加,相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)海水噴淋密度減小,有助于降低蒸汽流速,進(jìn)一步減小了管束流動阻力[15]。

隨著n的增加,相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器的管內(nèi)凝結(jié)過程引起的壓降及相應(yīng)傳熱溫差損失則在高溫段時略有增加,低溫段時略有減小,如圖5所示曲線從上到下的變化趨勢。在ΔTa相等的前提下,隨著n的增加,裝置總表觀傳熱溫差增大,相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器的傳熱面積減小(參見表2),導(dǎo)致傳熱管的進(jìn)口橫截面積減小,因此在高溫段時蒸汽質(zhì)量流量雖減小,但兩因素共同影響下蒸汽流速升高,使得管內(nèi)凝結(jié)流動阻力增大,而低溫段時蒸汽質(zhì)量流量的減小幅度增大(參見圖7),致使蒸汽流速降低,管內(nèi)凝結(jié)流動阻力呈現(xiàn)減小趨勢。

圖7 二次蒸汽質(zhì)量流量隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量及序列數(shù)的變化

圖8給出了當(dāng)ΔTa=2.5 ℃時,每效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)總流動阻力引起的傳熱溫差損失隨n的變化。由圖可知:隨n的增加,相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)總流動阻力引起的傳熱溫差損失減小;當(dāng)裝置蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量n一定時,流動阻力引起的傳熱溫差損失隨i的增加(即蒸發(fā)溫度的降低)而迅速增大。

圖8 Δtp隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量及序列數(shù)的變化

在由流動阻力引起的傳熱溫差損失中,各項流動阻力所占比例γ隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量、平均表觀傳熱溫差的變化規(guī)律如圖9所示。當(dāng)ΔTa保持不變時,隨n的增加,管內(nèi)凝結(jié)流動阻力和除沫器流動阻力引起的傳熱溫差損失所占比例均呈上升趨勢,管束流動阻力呈下降趨勢,以ΔTa=2.5 ℃時為例,n從8增至12時,管內(nèi)凝結(jié)流動阻力和除沫器流動阻力的比例分別由37.4%和31.9%增至45.5%和34.1%,管束流動阻力則從30.6%降為20.3%,而蒸汽通道流動阻力引起的熱力損失所占比例變化不大,僅占1%左右;當(dāng)n保持不變時,ΔTa的變化對各阻力所占比例有一定影響。當(dāng)ΔTa由1.7 ℃增大到2.5 ℃時,管內(nèi)凝結(jié)流動阻力取代除沫器流動阻力占據(jù)最大比例。這是因為ΔTa增大使得蒸發(fā)/冷凝器的傳熱面積減小,同時蒸發(fā)溫度降低,相應(yīng)的飽和蒸汽比容增大,進(jìn)而增大了蒸汽流速。對比各項阻力的計算式可知,管內(nèi)凝結(jié)流動阻力是蒸汽流速的二次函數(shù),受其影響最大,因此管內(nèi)凝結(jié)流動阻力迅速增大,占據(jù)最大比例。

圖9 流動阻力引起的傳熱溫差損失所占比例隨n的變化

流動阻力引起的傳熱溫差損失對裝置性能最直接的影響即減小了有效傳熱溫差,在淡水產(chǎn)量一定的前提下,將導(dǎo)致所需傳熱面積增大。如圖10所示,每效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)流動阻力引起的傳熱溫差損失比例λ(傳熱溫差損失與表觀傳熱溫差之比),在n一定時,隨ΔTa增大而升高,在ΔTa一定時,隨n的增加而降低。在本文計算范圍內(nèi),每效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)的平均流動阻力僅為114～223 Pa,單效蒸發(fā)/冷凝器最大流動阻力約為346 Pa,如此低的阻力損失對于一般換熱設(shè)備的影響微乎其微,但由于低溫多效蒸發(fā)海水淡化裝置具有“小溫差、低流阻、飽和態(tài)、高敏感”的工作特征,阻力損失的影響不容忽視。以圖10中n=12、ΔTa=2.5 ℃時為例,第10效蒸發(fā)/冷凝器的蒸發(fā)溫度為45.4 ℃,阻力引起的傳熱溫差損失比例為15.5%,第12效蒸發(fā)溫度為40 ℃,傳熱溫差損失比例可達(dá)21.8%?？梢?若對阻力損失考慮不周,足以造成海水淡化裝置工作性能與設(shè)計性能出現(xiàn)巨大偏差,因此在設(shè)計過程中必須對其給予充分重視。

圖10 每效流動阻力引起的傳熱溫差損失比例隨n、ΔTa的變化

4 結(jié) 論

基于考慮流動阻力損失的LT-MED海水淡化裝置數(shù)學(xué)模型,計算獲得了各項流動阻力及引起的傳熱溫差損失在MED海水淡化裝置中的分布特性,并分析了蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量、平均表觀傳熱溫差對各項阻力損失所占比例、阻力引起的傳熱溫差損失比例的影響,得到如下結(jié)論。

(1)平均表觀傳熱溫差一定時,每效蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)各阻力隨蒸發(fā)/冷凝器序列數(shù)的增加先減小后增大,相應(yīng)傳熱溫差損失則逐漸增大,且在低溫段增速更快;隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量增加,相同序列數(shù)的蒸發(fā)/冷凝器內(nèi)蒸汽流經(jīng)除沫器、降膜管束和蒸汽通道的壓降及相應(yīng)傳熱溫差損失均逐漸減小,而管內(nèi)凝結(jié)流動阻力在高溫段增大,低溫段減小。

(2)隨著蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量增加,管內(nèi)凝結(jié)流動阻力和除沫器流動阻力引起的傳熱溫差損失所占比例均上升,管束流動阻力呈下降趨勢;蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量保持不變時,平均表觀傳熱溫差變化對各阻力所占比例有一定影響。

(3)裝置中阻力引起的傳熱溫差損失比例隨蒸發(fā)/冷凝器數(shù)量增加、平均表觀傳熱溫差增大而增大,且相當(dāng)可觀,對裝置性能的影響不可忽視。

[1] 阮國嶺, 馮厚軍. 國內(nèi)外海水淡化技術(shù)的進(jìn)展 [J]. 中國給水排水, 2008, 20: 86-90. RUAN Guoling, FENG Houjun. Technical progress in seawater desalination technology at home and abroad [J]. China Water & Wastewater, 2008, 20: 86-90.

[2] FAIBISH R S, KONISHI T. Nuclear desalination: a viable option for producing freshwater [J]. Desalination, 2003, 157: 241-252.

[3] 張小艷, 鄭宏飛, 王強(qiáng), 等. 橫管降膜蒸發(fā)閉式循環(huán)太陽能海水淡化裝置的實驗 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報, 2002, 36(2): 194-198. ZHANG Xiaoyan, ZHENG Hongfei, WANG Qiang, et al. Experimental study on a closed circulation solar desalination unit with horizontal tube falling film evaporation [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2002, 36(2): 194-198.

[4] 杜宇, 劉曉華, 沈勝強(qiáng), 等. 低溫多效蒸餾海水淡水熱電三聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性分析 [J]. 太陽能學(xué)報, 2011, 32(8): 1174-1179. DU Yu, LIU Xiaohua, SHEN Shengqiang, et al. Thermo-economic analysis of water heat and power cogeneration system based on low temperature multi-effect distillation desalination [J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2011, 32(8): 1174-1179.

[5] Global Water Intelligence. IDA desalination yearbook 2013-2014: market profile [R]. Massachusetts, USA: IDA, 2014.

[6] 沈勝強(qiáng), 梁剛濤, 龔路遠(yuǎn), 等. 水平管降膜蒸發(fā)器傳熱系數(shù)空間分布 [J]. 化工學(xué)報, 2011, 62(12): 3381-3385. SHEN Shengqiang, LIANG Gangtao, GONG Luyuan, et al. Distribution of heat transfer coefficient in horizontal-tube falling film evaporator [J]. Chemical Industry and Engineering, 2011, 62(12): 3381-3385.

[7] DARWISH M A, AL-JUWAYHEL F, ABDULRAHEIM H K. Multi-effect boiling systems from an energy viewpoint [J]. Desalination, 2006, 194(1/2/3): 22-39.

[8] ALY N H, EL-FIGI A K. Thermal performance of seawater desalination systems [J]. Desalination, 2003, 158(1/2/3): 127-142.

[9] EL-DESSOUKY H T, ETTOUNEY H M. Fundamentals of salt water desalination [M]. Amsterdam, Netherlands: Elsevier, 2002: 193-196.

[10]EL-DESSOUKY H T, ALATIQI I, BINGULAC S, et al. Steady state analysis of the multiple effect evaporation desalination process [J]. Chemical Engineering & Technology, 1998, 21(5): 437-451.

[11]EL-DESSOUKEY H T, ALATIQI I M, ETTOUNEY H M, et al. Performance of wire mesh mist eliminator [J]. Chemical Engineering and Processing, 2000, 39: 129-139.

[12]EL-DESSOUKY H T, ETTOUNEY H M, MANDANI F. Performance of parallel feed multiple effect evaporation system for seawater desalination [J]. Applied Thermal Engineering, 2000, 20(17): 1679-1706.

[13]SHEN Shengqiang, LIU Rui, YANG Yong, et al. Condensation character of a stratified flow inside a horizontal tube [J]. Desalination and Water Treatment, 2011, 33(1/2/3): 218-223.

[14]劉華, 沈勝強(qiáng), 龔路遠(yuǎn), 等. 水平管降膜蒸發(fā)器溫度損失計算與分析 [J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報, 2014, 48(4): 90-94. LIU Hua, SHEN Shengqiang, GONG Luyuan, et al. Evaporation temperature loss evaluation in horizontal tube falling film evaporator [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2014, 48(4): 90-94.

[15]SHEN Shengqiang, ZHOU Shihe, YANG Yong, et al. Study of steam parameters on the performance of a TVC-MED desalination plant [J]. Desalination and Water Treatment, 2011, 33(1/2/3): 300-308.

(編輯 荊樹蓉)

Analysis of Flow Resistance on the Heat Transfer Temperature Difference in Low-Temperature Multiple Effect Distillation Desalination Plant

ZHOU Shihe, GUO Yali, SHEN Shengqiang, LIU Hua

(School of Energy and Power Engineering, Dalian University of Technology, Dalian, Liaoning 116024, China)

A thermodynamic mathematical model of the low-temperature multiple effect distillation (LT-MED) desalination plant was developed to investigate the influence of the flow resistances on the heat transfer process. The distribution of various flow resistances was obtained. The effects of the number of evaporators/condensers and the average apparent heat transfer temperature difference (ΔTa) on the thermodynamic losses were analyzed. The results indicate that when ΔTakeeps constant, the flow resistances firstly descend and then rise as the sequence of evaporators/condensers increases. The corresponding temperature difference losses will keep growing. The proportions of the flow resistances across the demister and during the condensation process both get raised with the number of evaporators/condensers, and the flow resistance across the tube bundle goes down. The total temperature difference loss due to flow resistance increases with the number of evaporators/condensers and ΔTa. In addition, there is a considerable proportion of temperature difference loss due to the flow resistances, whose influence on the system performance should not be ignored.

desalination; multiple effect evaporation; flow resistance; heat transfer

2014-09-03。

周士鶴(1987—),女,博士生;沈勝強(qiáng)(通信作者),男,博士,教授。

國家自然科學(xué)基金重點資助項目(51336001)。

時間:2015-02-27

10.7652/xjtuxb201505005

TK124

A

0253-987X(2015)05-0030-06

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150227.1724.013.html