（化工过程机械专业论文）波形竖管降膜蒸发传热与流动性能的研究.pdf

天津科技大学硕士学位论文 摘要 波形管降膜蒸发器是在直管式降膜蒸发器的基础上发展起来的一种 新式降膜蒸发器，与直管式降膜蒸发器的最大不同之处在于采用波形管加 热元件替代传统的直管加热元件。由于受到波形管上波峰和波谷的交替作 用，管内降落液膜的流动状态发生改变，使传热得到强化。本文对波形管 降膜蒸发器进行理论分析以及实验研究。 数学模型的建立过程中，对于液膜层流流动，直接对波形管内的降落 液膜进行理论分析，得出液膜层流流动下数学模型的解析式：对于液膜湍 流流动，由于湍流流动的复杂性，再加上所采用的波形管对湍流流动的影 响，直接对降落液膜进行理论分析建立数学模型是极其复杂的，通过采用 以前一些研究者得到的理论分析与实验结果，并引入与波形管的形状特征 参数有关的修正系数k ，建立液膜在湍流流动下的数学模型。 实验研究中，通过透明石英玻璃波形管降膜装置对波形管内降落液膜 的流动状况进行观测。使用波形加热管长为3 米的降膜蒸发器进行降膜蒸 发传热的实验，实验工质采用葡萄糖溶液，对蒸发器的传热性能进行研究， 分析一些主要操作因素对传热性能的影响，得出波形管降膜蒸发器传热分 系数的准数关联式。 研究表明，本文理论模型较好的预计了实验结果，得到的波形管降膜 蒸发器传热分系数的准数关联式可以为工程设计提供参考依据。 关键词：降膜蒸发器 波形管 传热 传热系数 流动 a b s t r a c t t h e w a v y w a l l t u b ee v a p o r a t o ri san o v e lf a i l i n gf i l me v a p o r a t o rw h i c hi s i m p r o v e do nt h ev e r t i c a lt u b ef a l l i n gf i l me v a p o r a t o r ，t h em a i nd i f f e r e n c e b e t w e e nt h e mi su s i n ga w a v yw a l lt u b eh e a t i n ge l e m e n tt or e p l a c et h ev e r t i c a l t u b eh e a t i n ge l e m e n t h e a tt r a n s f e ri se n h a n c e db e c a u s et h ef a l l i n gf i l mi nt h e w a v yw a l lt u b ei sa f f e c t e db yt h ew a v ec r e s ta n dt h r o u g ho ft h ew a v yw a l l 。 t h et h e o r e t i c a l a n a l y s i s a n de x p e r i m e n t a ls t u d i e so ft h e w a v yw a l l t u b e e v a p o r a t o ra r ec a r r i e do u ti nt h i sp a p e r d i f f e r e n tm a t h e m a t i c a lm o d e li st h e o r i z e da c c o r d i n gt ot h ed i f f e r e n tf l o w r e g i m e s i n t h el a m i n a rf l o wr e g i m e ，aa n a l y t i c a lm a t h e m a t i c a lm o d e li s o b t a i n e db ya n a l y z i n gt h ef i l mf l o w i n gi nt h ew a v yw a l lt u b e 。i nt h et u r b u l e n t f l o wr e g i m e ，m a t h e m a t i c a lm o d e la l m o s tc a l l tb eo b t a i n e dd i r e c t l yb e c a u s e t h et u r b u l e n tf l o wi nw a v yw a l lt u b ei sv e r yc o m p l e x ，t h em o d e li so b t a i n e d b y q u o t i n gs o m er e s u l t sw h i c ha r et h e o r i z e db yo t h e rs t u d i e r s i nt h ep a r to f e x p e r i m e n t a ls t u d y ，t h ef l o wf o r mi nt h ew a v yw a l lt u b ei s o b s e r v e d b yt r a n s p a r e n tq u a r t zg l a s sw a v y w a l l t u b e a p p a r a t u s ，t h e e v a p o r a t i o ne x p e r i m e n t sa r ec a r r i e do u ti na3m e t e r ss t e e lw a v yw a l lt u b e u s i n gg l u c o s ea st h em e d i u m ，h e a tt r a n s f e ri si n v e s t e d t h eh e a tt r a n s f e r c o r r e l a t i o n so f w a v yw a l lt u b ee v a p o r a t o ra r eo b t a i n e d t h es t u d ys h o w st h a tt h et h e o r e t i c a lm o d e l sa r ei ng o o da g r e e m e n tw i t h t h ee x p e r i m e n t a lr e s u l t s t h ec o r r e l a t i o n sm e n t i o n e da b o v ec a nf a c i l i t a t et h e e n g i n e e r i n gd e s i g n k e yw o r d s ：f a l l i n gf i l me v a p o r a t o r w a v yw a l lt u b e h e a tt r a n s f e r h e a tt r a n s f c rc o e f f i c i e n t f l o w 天津科技大学硕士学位论文 1 前言 葡萄糖是淀粉水解产物之一，是一种发热量高的营养品。广泛应用于巧 克力、饼干、冰淇淋、甜酒、山梨醇等食品的生产中，更是一种必不可少的 医用药品。 葡萄糖的生产过程中，需要通过蒸发浓缩除去葡萄糖溶液中的大量的水 分，这一过程不仅直接影响其生产能力和产品质量，而且是生产中能耗最大 的工序。因此提高葡萄糖溶液蒸发浓缩过程的效率是降低葡萄糖生产成本的 关键之一。 葡萄糖为还原糖，在酸性溶液中受热作用，部分糖分因局部过热被分解 为焦糖和其它物质，这就要求糖液在蒸发时温度要低，时间要短，以减少有 效成分的损失。需要采用低沸点的真空蒸发方法，并选用传热效率高，蒸发 时间短的高效蒸发设备。满足以上要求的最有效的装置之一就是降膜蒸发器。 降膜蒸发器具有传热效率高、持液量小、无静液柱引起的沸点升高等特 点，适用于小温差传热，对于处理热敏性物料尤为适用，早已广泛地应用于 化工、轻工、食品、制药、海水淡化及污水处理等行业。 降膜蒸发器的开发、研制过程中，尽可能地减少实验装置的体积、尽量 提高蒸发装置传热效率是研究者最关心的问题之一，波形管降膜蒸发器能够 很好的满足这种要求。 波形管降膜蒸发器是在竖直管降膜蒸发器的基础上发展起来的一种新型 管式降膜蒸发器，这种降膜蒸发器与竖直管式降膜蒸发器的最大不同之处在 于加热管的形状不同，用波形加热管替代传统的竖直加热管。波形管的传热 面要比相同直径直管的大。并且波形表面对液膜的流动以及传热都将产生影 响； 为了预计管式降膜蒸发器的传热性能，人们已经进行了不少的实验研究 和理论分析。但是他们的研究大多是针对竖直管式降膜蒸发器，主要涉及小 型设备、便于机理性研究的管外降膜蒸发传热实验。c h u n 和s e b a n 关联式f “， 便是小型设备上的管外降膜蒸发的实验结果，其蒸发量较小，而工业上应用 的降膜蒸发器，多为管内蒸发，而且蒸发量较大。d u k l e r l 2 】在降膜蒸发传热的 理论分析解中用数值法求解基本方程，得到了传热系数与液膜雷诺数关系的 一系列图表，但因d u k l e r 的查图法较繁琐，一些参数难以计算，故使用起来 不方便。 本文在接近工业应用的条件下对波形管内降落液膜蒸发传热进行了理论 与实验研究，实验工质采用葡萄糖溶液。对波形管内降落液膜蒸发传热的层 流和湍流区域分别建立了数学模型。由于液膜湍流的复杂性，在湍流模型的 建立中引用以前研究者的理论与实验结果，对本文湍流模型进行处理，得到 1 前言 了湍流区降膜蒸发传热的简化模型。 降膜蒸发传热分系数的实用关联式， 考依据。 通过对实验数据的处理，提出了波形管 为波形管降膜蒸发器的设计计算提供参 天津科技大学硕士学位论文 2 降膜蒸发传热研究概况 蒸发是使含有不挥发性溶质的溶液在沸腾条件下，使部分溶剂汽化，变 为蒸汽提高溶液浓度的操作过程。在工业生产中蒸发操作的目的通常是1 3 ：f 1 ) 获得浓缩的溶液，直接将其作为产品或者半成品。例如：电解烧碱溶液的浓 缩，尿素溶液的浓缩等。( 2 ) 藉蒸发以脱除溶剂，将溶液增浓至饱和状态，随 后加以冷却，析出固体产物，即采用蒸发、结晶的联合操作以获得固体溶质， 例如：硫酸铜溶液的浓缩获得硫酸铜等。( 3 ) 通过蒸发制备纯净的溶剂。例如： 中药渗漉液的浓缩回收酒精、海水的淡化等。目前工业上使用的蒸发器有多 神形式，管式降膜蒸发器作为一种高效蒸发设备以其特有的优点广泛应用于 化工、轻工、食品加工、医药、海水淡化等行业。 2 1 管式降膜蒸发器的特点 管式降膜蒸发是料液沿加热管壁在重力和二次蒸汽流的拖拽作用下，以 膜状均匀的向下流动，在流动过程中吸收加热管壁传递的热量从而使料液达 到沸腾汽化来实现料液的浓缩，同其它形式的蒸发器相比，管式降膜蒸发器 具有以下特点1 4 j ： ( 1 ) 较高的传热系数，料液沿管壁成膜状流动，液膜很薄且受到液膜流动状态 的影响，有利于液膜与管壁间的传热，使降膜蒸发具有较高的传热系数。 ( 2 ) 传热温差损失小，这主要是因为降膜蒸发器没有由液位静压引起的料液沸 点升高而带来的传热温差损失，另外，由溶液蒸汽压引起的料液沸点升高也 较小，便于在小温差下操作。 ( 3 ) 料液在加热管内通过时，在加热管壁上停留的时问短，管壁上的持液量小， 因此特别适用于热敏性物料的蒸发浓缩。 ( 4 ) 适用于处理易起泡的料液，由于液膜均匀分布于管壁，具有较大的汽化表 面积，二次蒸汽中的物沫夹带少，因此物料损失小。 f 5 ) 降膜蒸发器适宜于蒸发粘度比较大的物料，但不适用于处理易结晶的料液， 当有结晶现象产生时，料液中析出的固体物质附着在管壁上，将破坏溶液在 管壁上成膜，阻碍热量的传递，从而使传热效率降低。 ( 6 1 必须安装料液成膜装置，为了使料液沿管壁均匀分配，在加热管的顶部必 须设置料液成膜装置，保证料液的均匀分布是降膜蒸发器正常工作的关键， 加热管的垂直度必须严格控制。 2 2 管式降膜蒸发传热研究回顾 在降膜蒸发器的设计、工艺流程的改进、设备的评价中都需要进行蒸发 传热计算，在降膜蒸发器的传热计算中，主要是求其液膜厚度和液膜侧的传 热系数。为了预测降膜蒸发器的传热性能，前人已经进行了许多实验与理论 研究，并有许多文献发表，但由于汽液界面存在的波动引起的垂直管降膜蒸 2 降膜蒸发传热研究概况 发传热的复杂性，这一问题至今尚未得到很好的解决。 2 2 1 实验研究 国内外学者对管式降膜蒸发器内降落液膜蒸发传热进行了一系列实验研 究工作，取得大量的实验数据，得出多种实验关联式。 k a p i t z a 5 1 通过研究指出液膜波纹的形成与毛细管力的作用有关。在很低 的雷诺数下，液膜中的毛细管力在数值上即可与粘滞力相比拟，因此波纹在 很低的雷诺数下即会出现，判断液膜出现波纹的临界雷诺数为： r e w a v e = 2 4 3 k a 1( 2 - 1 ) d 式中k a 为k a p i t z a 准数，k a = 丛毒 p e r 。 k a p i t z a 通过实验得出的波纹流动时传热分系数比光滑层流时约高2 l 。 s t r u v e 6 】对r 1 1 蒸发液膜的系统进行了研究，他发现所铡的局部传热系数 取决于流速、热通量和膜厚度。在转变区，l l + 取决于充分发展段的长度l ，在 充分发展区，h + 与l 无关。 在波纹层流区将实验数据关联为： h + _ - 0 7 1 ( r 1 1 ) “”2( 2 2 ) 式( 2 2 ) 比式( 2 - 2 0 ) 的n u s s e l t 方程的结果高2 5 3 0 。 在转变区，假定在距分布器9 0 c m 后流动充分发展与r e 无关： h 十_ o 12 + 0 0 6 7 ( l 9 0 )o 2 l 9 0 0 6 7 ( 2 - 3 ) h + _ - 0 0 4 5 + 0 18 ( l 9 0 ) 0 6 7 l 9 0 1 0 ( 2 - 5 ) 在湍流区：h + = 0 0 1 4 ( r 1 1 ) 0 4 1 但6 ) z a z u l i 7 1 根据波纹层流理论，考察了大量实验数据后，针对降膜蒸发传热 获得了波纹层流传热分系数的经验关联式： h + = 0 7 5 r e o 2 2 ( 2 7 ) c o l b u m t 8 】在1 9 3 4 年提出了以下半经验关系式： h + = o 0 5 6 p f l 仃r e o 2r 2 - 8 1 用于解析液膜中的湍流流动，他假设在汽液交界面没有切向剪应力的条件下， 液膜流动由层流到湍流过渡的临界雷诺数r e 。，与满管流中的相近为2 0 0 0 。 b h a a s e 9 1 研究了预热至沸点的降膜蒸发传热，他认为降膜蒸发机理是表 面蒸发，液膜内无汽泡生成。通过对实测数据的回归，得到如下关联式： n u _ 皇皇：0 0 0 1 6 9 r e o8 5 6 p r o 3 “ ( 2 9 ) k 两位研究者c h u n 和s e b a n t ”1 以水为工质对电加热竖管管外降膜传热进行 研究，通过测定热流量、璧温、饱和蒸汽压确定传热系数，实验数据大多在 湍流区。 4 天津科技大学硕士学位论文 波纹层流区： h + = o 8 2 ( r u ) 。0 2 2( 2 一1 0 1 湍流区： h + - o 0 0 3 8 r e o4 p r o 6 5 f 2 - 1 1 1 f u j i t a 和u e d a i i l 在p r = 1 7 5 时以水作为工质对管内降落液膜进行了实验 研究，其关联式计算结果比c h u n 和s e b a n t l 0 1 的关联式高1 0 。 s c h n a b e l 和s c h l u n d e r 挖1 综合了分析了几位研究者的数据得出： h l a + - 1 4 2 8 7 r e “3 r e 3 2 0 0 ( 2 - 1 3 ) h + = ( h 0 ) 2 + ( h t u r + ) 2 2 4 0 0 r e 3 0 )( 2 2 7 ) 通过简化获得了充分发展的湍流流动降膜蒸发传热分系数的显式表达式： ! 陋+ 1 h + = _ - _ j - ( 2 - 2 8 ) 5 + 上- t 2 7 3 厩一t a n - i0 4 5 5 厄+ 丽1 0 0 0 9 1 4 p r 03 6 p r l n ( 蠡30 ) _ j + = o 1 2 ( 4 0 r e + e 2 2 7 r e 7 7 8 )( 2 - 2 9 ) 此理论分析的最大优点是以显式的形式表示了传热分系数，这对工程设计计 算尤为方便。 但是，他们的理论分析存在三个缺点：( a ) 没有考虑相间剪应力的影响；( b ) 没有计入液膜表面附近的涡流阻尼；( c ) 他们假定涡流热扩散系数占。与涡流粘 度“相等。根据近来的边界层理论研究表明s 。与“是有差异的团，2 4 ，2 5 1 。因此 m u r t h y 和s a r m a 的理论仍不完善。 8 天津科技大学硕士学位论文 u e d a p 6 1 等假设涡流粘度在整个液膜上是连续的。他们得到连续的涡流粘 度表达式： 暑。v = 砂+ ( 1 一告)( 2 - 3 0 ) 式中：k 是v o n k a r m a n 常量，k = 0 4 0 该表达式是由开口槽内流动水膜的实验测量得到的。结果表明，在中心 区涡流粘度达到最大值，而在表面下降到零。对此，他们试图用表面波动与 内部湍动的相互作用进行解释，但自由表面附近按他们模型计算值与实验数 据有些偏高。 m u d a w w a r 和e l m a s t l l 2 7 1 将u e d a 的结果推广到降膜蒸发传热中，得到涡 流粘度模型： 0 y + s 8 + 詈一o s + o s - + 。砰y ”( 1 一若) 2 ( t 一唧( 一篆( 一蒡) l ，2 ( 一旦兰j 譬) 2 ) r e 矿器( 2 - 3 1 ) p r ，= 1 4 e x p ( 一1 5 ) + o 6 6 ( 2 - 3 2 ) 式中：k 广0 4 0 ；a 4 - = 2 6 将利用该模型所得降膜蒸发传热分系数与实验结果相比，可以发现，该 模型应用在低湍流区非常成功。他们认为，在低湍流区，k a 准数对降膜蒸发 传热系数影响很大，而建立在r e 和p r 准数上的通用关系式仅适用于高湍流 区。他们的研究忽略了二次蒸汽对降膜蒸发传热系数的影响。 另外一些研究者，利用气体吸收到湍流液膜时的质量扩散结果，考虑自 出表面对湍流的抑制。他们假定一个固定的溃流s c h m i d t 准数，按气体吸收 的质量传递关系式，得到分别考虑壁和自由表面的涡流粘度表达式。按此假 设，h u b b a r d 2 8 1 得到降膜蒸发湍流模型： 0 y + y i + 等= - 0 5 + 0 , 5 1 1 + 4 k 2 y + 2 ( 1 - e x p ( 一) 2 ( 卜争 ( 2 - 3 3 ) y i + y + 万+ 丘：掣百r e 2 m ( 占+ ) z ( 2 - 3 4 ) v勋占”、 。 p r t = 0 9 ，1 0 ，1 1 ；k a = 0 4 1a + = 2 6 , m = 6 9 5 1 0 2 该模型最大的特点是将液膜的近壁面区域和液膜的自由表面区域分开考 虑其涡流粘度模型。 9 2 降膜蒸发传热研究概况 y i h & l i u l 2 9 1 的模型包括了经过修正的v a nd r i e s t 修正因子，计入了自由 液面存在气流剪应力的影响，适用性大，可用于饱和液膜蒸发。 当y 6 o 6 时 一y + f 三p 等一o5+o1+064y+：lr，(i-exp()22(2-a 3 5 ) v f 。 。 y 6 0 6 后，取0 6 上的值。式中a + = 2 5 1 ，厂= e x p ( 3 1 6 6 ( 1 一r r 。) ) ，湍流 普朗特数为： 陀= c 一吼m - - 篙等+ 黼1 2 。， 占1 一e x p ( 一_ y + ( r f ，) ”2 b + ) 式中： 5 b + 地。”善c ( 1 。g 】。p r ) ，c l _ o 9 6 ，c 2 = 2 8 9 7 c 3 = 3 3 9 5 i c d = 6 _ 3 3 ，c 5 叫1 8 6 从前人的理论研究中可以发现，降膜蒸发传热的理论研究的关键是确定 合适的涡流扩散系数。d u k l e r 直接选用满管流边界层的湍流模型，在不考虑 界面波影响的情况下计入二次蒸汽对流动与传热的影响，但其理论预测值在 热通量较小、二次蒸汽速度不大时比实验值高4 6 【3 。m u r t h y 与s a r m a l 3 1 模 型的最大优点是以显式形式表示了传热分系数，但没有考虑相界间剪应力， 预计的热力发展段远大于实验值，随后用从他们自己的气体吸收实验室得到 的湍流气液界面模型，计入二次蒸汽剪力，但却不能预测c h u n 和s e b a n 的实 验数据，尤其p r 较小时，他们认为这可能是中间区域m 选择不当。m u d a w a r i j z j 用u e d a 测定的槽口渠流表面的。分布考虑气液界面，构造了统一的。表达 式，但其理论值在湍流较大时与实际偏差较大，且未考虑二次蒸汽剪力。 s e b a n 3 3 】应用修正的v a n d r i e s t 式表达近壁区，而用从气体吸收实验得出的修 正涡流扩散系数表达气液界面区，将整个液膜分成三区，但这一模型没有考 虑气液界面剪应力，在p r = 5 7 时与实验数据差别较大。 在求解湍流液膜传递方程数学模型的过程中，v a nd r i e s t 的8 m 方程得到 了广泛应用，通过指数抑制函数修正湍流底层线性混合长函数，使混合长在 壁面处等于零。但应该指出，这一模型仅适用于壁面区，对自由表面的涡流 情况不给出任何信息。近年来有关湍流降膜蒸发传热的模拟主要集中在液膜 中间区域和自由表面区，在近壁面区仍旧使用v a n d r i e s t 模型，但中间区和自 由界面用不同的涡流粘度表达，如l i m b e r g 3 4 】直接用管道中的涡流分布。但 在c h u n 和s e b a n 的降膜蒸发数据发表后，发现以前的模型均过高估计了蒸发 天津科技大学硕士学位论文 传热系数，这便产生了通过考虑自由界面区的涡流抑制来修正液膜中的涡流 粘度分布。m i l l s 等的模型中，通过与湍流液膜气体吸收传质扩散系数的比拟 考虑自由界面的阻抑，他们通过假定一个确定的湍流s c h m i d t 数，应用湍流 降膜的气体吸收传质关联式，完整的涡流粘度分布又分别考虑壁面区和自由 界面区的不连续函数构成，有关降膜蒸发的涡流粘度模型详见表2 - 2 。 用等膜厚模型预测传热成功与否在很大程度上取决于平均膜厚的精确与 或测量 3 5 1 。对光滑层流，可用n u s s e l t 方程计算膜厚。对波动层流，k a p i t z a 的方程更精确。但测量表明，n u s s e l t 方程在这个区仍使用，对湍流，可用求 解降膜湍流模型的方法从理论上得出平均膜厚，而实验关联将充分发展的湍 流降膜平均膜厚表示成 b + = c r e ( 2 - 3 7 ) 系数c 与r n 分别在0 叭7 5 o 1 3 7 与o 7 5 1 间变动，不同实验者得出的值不 同。 当膜流量很小，或加热面温度过高，降液膜就会破裂形成干区从而使传 热性能急剧恶化。对垂直管降膜膜破裂的实验研究表明，随流量增加，膜破 裂的热通量增加，有关膜破裂的数据大多用膜雷诺数4 f l y 关联，由于“与r 密切关联，4 i u 可能埋没进口温度或表面张力的作用，所以一些数据仅用单 位周边流量关联。影响膜破裂的主要因素是加热速率、单位周边流量和液体 均布程度。在室温下，流下垂直钢表面的水膜的最小单位周边流量大约为1 0 0 - - 2 0 0 k g h m ，但r n u n 的确切值还取决于起始膜分布，亦即取决于分布器形成。 在设计降膜蒸发器时，为决定最小给液量，必须知道在给定热流密度下湿润 管壁所需的最小料液流量。 当热通量增加到q = ( 1 6 2 8 ) + 1 0 5 w m 2 时，周边流量对传热系数的影响变 小，完全发展的核态沸腾最终建立，在这种情况下，实验发现这时的传热系 数可以表示为； h + = 1 2 4 q 。o 7 4 1 6 0 k w m 2 q 2 8 0 k w ，i n 2 ( 2 - 3 8 ) 在中等热通量( 5 0 k w ，m 2 ) 、小温差( 1 0 ) 的条件下，这时只有表面蒸发而 无核态沸腾，当温差在l o 左右或大于1 0 时，便出现核态沸腾和汽泡的破 裂。当汽泡数目不多时，常压下水的传热系数比c h u n 和s e b a n 的关联式大1 0 ， 在充分发展的水和水溶液的核态沸腾中，当8 0 r e ( 8 0 0 0 时，有： h + 一3 8 3 r e ( 1 “p r o ”4 0 k w m 2 q 2 0 ，应用y o nk a r m o n g在o h + 一 0 6 ，时符合较好但在p r = 2 9 与 与s e b a n 相同之p r = 1 7 7 时略高 h + 与c h u n 的数据在p r = 5 7 时误 1 1m u d a w a r用修正的u e d a 测定的m 分布 差为7 近壁区用修正的v a nd r i e s t 模型，界 h + 与c h u n 的数据偏差8 3 ， 1 2s a n d a l l 面区用c h u n g 的气体吸收涡流扩散 3 5 系数 12 天津科技大学硕士学位论文 2 3 管式降膜蒸发的强化传热技术 近年来，对换热设备的强化传热技术的研究倍受人们的关注，所谓换热 设备传热过程的强化就是力求使换热器在单位时间内，单位传热面积的传热 达到最多。不同的工艺对强化传热具体要求也不相同，应用强化传热可以实 现以下目的：( 1 ) 在保持传热面积不变的情况下以减小换热器的体积和质量； ( 2 ) 提高现有换热器的换热能力；( 3 ) 使换热器在较低的温差下工作：( 4 ) 减少换 热器的阻力以减少换热器的动力消耗。 降膜蒸发器传热强化方法主要有表面特殊处理法、粗糙表面法、扩展表 面法和扰动流体法，在实际应用中大多数属于此类方法。应用这些强化传热 的方法对竖管降膜蒸发传热强化的研究主要有： ( 1 ) 孙平和林载祁m 1 在垂直加热管内引入饱和蒸汽对湍流降膜蒸发进行 实验研究。在不提高液膜传热温差的情况下，传热系数提高1 2 2 5 ，液 膜厚度降低了1 0 2 0 。并且传热温差越小，效果越明显，有利于热敏性 物料的浓缩。 孙平和林载祁的实验结果表明：改变降膜蒸发器入口蒸汽的雷诺数可增 大传热系数，证实了管内蒸汽是造成管内液膜湍动加强从而强化传热的一个 重要因素。对实验数据回归得到的实验关联式要比c h u n & s e b a n 1 0 】得到的实验 关联式的值高，比h e r b e r t 5 9 】的管内降膜蒸发得到的实验关联式的值稍高，比 新川正结果高4 0 以上，由此可见，引入蒸汽是一种有效的改善降膜蒸发传热 性能的方法。 ( 2 ) 刘尧奇【37 】等采用径向和切向两种液体分配器，对垂直圆管降膜蒸发时 液体夹带、传热恶化及传热系数等进行实验研究，分析比较进液方式对流动 及传热特性的影响，结果表明，使用切向分配器时的综合性能明显好于径向 分配器。使用切向分配器时的i | 盎界汽化率比使用径向分配器时的值大幅度提 高，特别是小流量下尤为显著；且在相同的流量和汽化率下，用切向分配器的 夹带率比径向分配器的明显降低；出口节流对用径向分配器时夹带特性的影 响比对用切向分配器时的影响更为明显，尤其是在大流量下。使液体沿切向 进入蒸发管比沿径向进入可以很好地改善液体的夹带特性 进料方式用切向分配器，使液体沿管壁旋转流动，一方面容易使液膜均 匀，另一方面旋转液体由于离心力的作用，不易发生液泛和液体夹带，并且 传热系数比使用径向分配器传热系数明显提高。 此种方法缺点是液体旋流会沿管长很快衰减，因此。较短的传热管效果 较好，管子的长径比不宜超过6 0 。 ( 3 1 吴金星等1 3 8 l 采用椭圆腔板柬对降膜蒸发进行研究，椭圆腔板束的结构 是由两块金属平板分别扎制成椭圆形波纹板并焊接而成。椭圆腔板束优于圆 管束，不仅表现在传热效率高，结构紧凑，造价低廉，而且上排管子两侧流 2 降膜蒸发传热研究概况 下的液膜到达管子底部不再汇聚成液堆，液膜的流动速度快，流程比较长， 对蒸发非常有利，椭圆腔板束中间的凹槽对液膜有一定的扰动作用，能促使 汽泡运动和脱离液面，有效的提高蒸发效率。 ( 4 ) 王进修【3 9 】采用双面纵槽管对降膜蒸发器传热性能进行研究，双面纵槽 管的断面为锯齿形。溶液经管子入口分配器后成膜状顺槽面而下，下流的溶 液趋向于流向槽谷。在加热时不仅槽峰的液膜沸腾，槽谷内的液体也沸腾。槽 谷液体沸腾时引起的液膜飞溅，保持了槽峰润湿，使槽峰可以继续起沸腾面 的作用而不至于“蒸干”，而槽谷却能使沿管面流下的液膜均匀分布，液膜甚 薄，从而提高了给熟速率。但蒸汽冷凝侧槽谷处冷凝液膜会较槽峰处厚，热 阻也较大。 以上几种降膜蒸发传热的强化技术是比较有效的强化传热的方法，但还 存在不足之处：切向液体分配器适用于短管，不宣于实际的工业应用，椭圆 腔板束除垢比较困难，双面纵槽管对液体的流动阻力较大。 2 4 本文的研究内容 从以上的讨论可以看出，对于管式降膜蒸发器传热性能的研究，前人已 经进行实验与理论研究工作，为降膜蒸发器的发展奠定了基础。但依然存在 一些需要进一步研究的问题。在实验研究方面，研究者进行大量的实验研究 工作，从表2 1 中可以看出，这些实验工作大部分采用较短的加热管进行实 验，蒸发量较小，工业应用的降膜蒸发器要求使用的加热管较长，蒸发量较 大，这样由实验得出的结果并不完全适用于工业上实际应用的降膜蒸发器。 在理论研究方面，提出了多种模型来模拟降膜蒸发传热，但由于降膜蒸发传 热的复杂性，这些理论模型依然存在一定的不足之处，或者对影响降膜蒸发 传热的因素考虑的不够，或者得出的模型过于复杂而不便于应用。 研究者还对降膜蒸发器的强化传热技术进行了研究，所提出的方法能够 强化传热，提高传热系数，但要对降膜蒸发设备进行较大的改造。 本文所研究的波形管降膜蒸发器是近年来人们开始开发的一种用波形管 加热元件代替竖直光管加热元件的降膜蒸发装置，本文对波形管降膜蒸发器 进行研究探讨。 在与工业上实际应用的降膜蒸发器相接近的条件下建立了一套波形管降 膜蒸发传热装置，加热管用3 米长的不锈钢管加工而成，图2 1 是波形管的 示意图。同时还加工了透明石英玻璃波形管，建立了的透明石英玻璃波形管 降膜装置。 图2 - 1 波形管形状示意图 14 天津科技大学硕士学位论文 对波形管降膜蒸发传热进行理论分析，分别给出了层流和湍流区域波形 管降膜蒸发传热分系数的数学模型。由于湍流的复杂性，本文引用了以前研 究者的理论与实验结果，对湍流数学模型进行处理，得到湍流区降膜蒸发传 热的简化模型。 在实验中，使用透明石英玻璃波形管降膜装置对波形管内液膜的流动状 态进行观测，得到波形管降落液膜能够均匀分布的条件，并由测量的数据确 定波形管内的降落液膜由层流向湍流转变的临界雷诺数。 以葡萄糖溶液为工质对波形管降膜蒸发传热进行研究，对实验数据进行 处理，提出了波形管降膜蒸发器传热分系数的准数关联式，用此准数关联式 来检验理论模型的正确性。 3 理论研究 3 理论研究 本章以波形管内的降落液膜为研究对象，对降落液膜的流动状态和传热 过程分别进行研究，对降落液膜在层流和湍流区域的流体动力学和传热进行 分析，分别建立液膜层流和湍流区域的数学模型，对所得的理论结果进行分 析讨论。 3 1 降落液膜流动与传热过程 预热到近沸点的料液进入波形管降膜蒸发器加热管顶端的布液器后，依 靠重力从加热管项部成膜状沿波形管内壁流下。经过一段不长的流动发展段， 液膜截面的速度分布即被确定，降落液膜流动状态达到稳定，本文实验所研 究的降膜蒸发器中的波形加热管长3 米，相对管长而言，入口的流动发展段 长度只占极小的一部分，因理论分析中不考虑这一部分对液膜流动状态的影 响，只考虑液膜经过流动发展段后达到稳定状态的流动。 加热蒸汽在波形加热管外部的蒸汽夹套中冷凝放出的潜热通过加热管传 递给液膜，液膜受热温度达到饱和状态引起相变化即发生蒸发，在管中流动 的二次蒸汽在液膜的自由表面上产生摩擦剪应力，从而使依靠重力和加热管 壁面摩擦剪应力的单相液膜自由流动变成了汽一液两相流动。随着液膜行程 长度的增大，蒸发产生的蒸汽量不断增加，使蒸发管中流动的蒸汽的体积增 加，使蒸汽流动加快，流速较快的二次蒸汽与流速较慢地降落液膜在相面上 产生摩擦剪应力，在汽液并流的情况下，相界面上的摩擦剪应力有利于液 膜的流动，同时也使液膜内的湍动加剧，从而强化了液膜的传热。 降膜蒸发是一个复杂的动量、热量和质量的传递过程。对于沸点或近沸 点进料，料液在进入加热管后，只需经过一段很短的距离即可达到饱和温度， 因此加热管上端的加热段的长度仅占总长度的很小一部分，理论分析中将不 考虑这一小部分对传热分系数的影响。达到饱和温度的液膜尚不能沸腾蒸发， 须再经过一段热力发展断，在热力发展段，由壁面传入的热量继续用于加热 液膜。液膜只是过热而无蒸汽产生，经过热力发展段后，液膜内的温度分布 达到充分的稳定，此时由加热管壁面传入的热量使液膜蒸发产生二次蒸汽。 降落液膜蒸发过程为相变的过程，就是液相转变为汽相的过程，转变所 需要的汽化潜热由加热管外的饱和蒸汽冷凝释放热量提供。根据液膜的温度 以及加热管内壁面的温度，降落液膜的蒸发可能会产生三种方式【4 0 】： ( 1 ) 当液膜处于饱和温度，加热管内壁面的过热度比较小的时候，液膜的蒸发 方式为自由表面蒸发，自由表面蒸发方式的示意图如图3 一k a ) 所示。液膜由 液相转变为汽相的过程主要发生在液膜的自由表面处，所需要的热量靠对流 传热由加热管内壁面向液膜自由表面传递。 ( 2 ) 当液膜处于饱和温度，加热管内壁面的过热度较大，并且加热管内壁面上 16 天津科技大学硕士学位论文 铤嚣赣 图3 - 1 液膜三种蒸发方式的示意图 在三种蒸发方式中。膜式沸腾的实际意义不大，流动液膜很薄，由于降 落液膜自身存在的湍动作用，以及波形管上波峰和波谷交替的对液膜流动状 态产生影响，使得液膜的湍动程度增加，在加热壁管内壁面与流动液膜之间 形成的汽膜的稳定性难以保证，但是形成膜式沸腾的可能性依然存在。对于 沸点进料或近沸点进料的降落液膜蒸发，降落液膜经过加热段和热力发展段 以后，液膜达到饱和温度并且稳定下来根据沸腾传热机理，要使加热壁面 上产生能够产生汽泡，必须具备如下两个条件：( a ) 液体必须过热；( b ) 加热 壁面上必须有形成汽泡的汽化核心。汽化核心主要是指加热壁面上的划伤或 空穴中所包含的气体或蒸汽，汽泡只能在汽化核心上产生。加热壁面上的划 伤或空穴的半径越小，形成汽泡所需要的初压强就越大，即要求液体具有更 高的过热度才能产生汽泡。如果加热面绝对光滑，则不论液体的过热度多高 也不能产生汽泡。本文所采用的波形管的光滑度较高，因而可以认为加热面 上的汽化核心较少，再者，实验条件是在低热通量和小温差下操作的，降落 液膜的过热度不可能达到很高。因此，在加热壁面上形成汽泡的条件受到限 制，核态沸腾产生的可能性很小。实际上，c h u n 和s e b a n 已通过实验观察到 降膜蒸发的主要形式是液膜自由表面蒸发”。 降膜蒸发的传热过程的物理模型可以描述如下：在重力、壁面剪应力和 二次蒸汽拖拽的作用下，壁面上液膜变得很薄，又由于较低的热流密度，因 而使加热管壁面处的温度达不到产生汽泡的过热温度，液膜内不会发生沸腾， 3 理论研究 液膜中的热量通过对流方式由加热管内表面向液膜自由表面传递，因而在液 膜的自由表面上产生蒸发现象，此种形式的蒸发传热机理称为液膜自由表面 蒸发，其传热特性与液膜的流动状态和热流密度有密切关系。 竖直管降落液膜的流动状态随着液膜的流动条件不同而改变，影响降落 液膜流动状态的因素很多，主要是液膜雷诺数r e ，随着雷诺数r e 的由小到 大，沿竖直加热管向下流动的液膜可以划分为三个状态1 4 l j ：层流( r e = 0 - - 8 0 3 5 0 ) ，过渡流( r e = 8 0 3 5 0 1 6 0 0 2 0 0 0 ) 和湍流( r e = 1 6 0 0 2 0 0 0 以上) 。 3 2 数学模型 3 2 1 液膜层流流动和传热 3 2 1 。l 流体动力学 沿波形管降膜蒸发器的加热管内壁向下流动的液膜，受到重力、壁面剪 应力和二次蒸汽摩擦剪应力的共同作用。根据波形管内降落液膜的特点，选 取如图3 2 ( a ) 所示的坐标系，6 为液膜厚度，0 为该点法线方向与水平线方 向的夹角( o 。0 2 7 。) ，在靠近降落液膜的自由表面处取一流体微元体，该 微元体在坐标系中的位置以及受到的作用力如图3 2 ( b ) 所示，假设二次蒸汽 对液膜的摩擦剪应力为0 。 - y ) c 口d x 1 ( q )( b ) 图3 - 2 液膜受力的示意图 对取定的流体微元体进行受力分析，见图3 2 ( b ) ，考虑x 方向力的平衡可得 p g ( 8 一y ) d x c o s 9 一r d x = 0 ( 3 - 1 ) 由式( 3 1 ) 可得：f = p g ( 6 一y ) c o s 0 ( 3 - 2 ) 式中：p 流体的密度 g 重力加速度 6 液膜厚度 f 剪应力 k g m 3 m s 2 m n m 2 垂堡型垫茎j 墼兰丝丝塞 当y = 0 时，波形管内壁面处液膜的剪应力为： f - 2p g 6c o se ( 3 3 ) 式( 3 - 2 ) 为求得的动量方程，式( 3 3 ) 为加热管内壁面上的剪应力方程。 当降落液膜处于层流流动区域时，根据牛顿粘性定律可知： f 。h a s , ( 3 - 4 ) 式( 3 4 ) 中：动力粘度 p a s 1 村液膜流动速度 m s 由液膜的力平衡式( 3 2 ) 和( 3 - 3 ) 可得： 三：i 一兰：1 f 。 占占+ 式( 3 5 ) 中：y + 无因次距离 j + 无因次膜厚 对式( 3 - 4 ) 无因次化，可得： 一d u + ：三：1 一 d y t 。 6 由式( 3 - 6 ) 积分可以求得液膜的无因次速度： “+ = 和一争= 擎 式( 3 2 ) 与式( 3 4 ) 联立并积分后求得液膜截面上的速度分布式为： u 2 p g ( 25 y - y 2 ) c o s6 ( 2 z ) + c i 式( 3 - 8 ) 中的c ，为待定系数，该式的边界条件为： u j ，：o = o 由边界条件( 3 9 ) 可以求得c 。，液膜内的速度分布式为： u 2 0 g ( 2 6 y 妒) c o so ( 2 , u ) 根据单位周边润湿率的定义： r = p f u d y 式( 3 - 1 1 ) 中： r 单位周边润湿率 m a m s 将式( 3 1 0 ) 代入式( 3 1 1 ) 中并积分可求得层流时的r ： r = p 9 6 3c o s0 ( 3 p ) 式( 3 - 1 2 ) 中： p 运动粘度 m 2 s 层流时液膜雷诺数为： r e = 4 r = 4 9 8 3 c o se ( 3 v2 ) 式( 3 - 1 3 ) 中：r e 液膜雷诺数 19 ( 3 - 5 ) ( 3 - 6 ) ( 3 7 ) ( 3 8 ) ( 3 - 9 ) ( 3 一l o ) ( 3 - 1 1 ) ( 3 - 1 2 ) ( 3 - 1 3 ) 3 理论研究 3 2 1 2 层流液膜的传热分系数 液膜层流流动时，表面蒸发所需要的热量， 膜传递到液膜的自由表面，根据傅立叶定律： q = 一 d t d y 以热传导的方式由近壁面液 当加热壁面温度恒定时，稳定液膜的能量微分方程可简化为 u a t o x = aa 2 t a y 2 边界条件为： d t d y l ，：。= 一q 。九， 式( 3 一1 4 ) 。( 3 1 5 ) ，( 3 16 ) 中： t ，壁面温度 t 。蒸发温度 口导温系数 m 2 s 九导热系数 w m 】 q ，壁面热通量 w m 2 根据前面的假设，液膜沿行程方向的温度梯度不计，即d t d x = o 由式( 3 1 5 ) 可得：d 2 t d y 2 = o 对( 3 1 7 ) 式进行积分得： t = c i y + c z 把边界条件( 3 1 6 ) 代入( 3 一1 7 ) 得： t = q 。( 占一y ) + t 。t 当y = o 时，由式( 3 一1 9 ) 得： t 。= 啪万 + t ；。t 根据液膜蒸发传热分系数定义可得： q 。= h i ( t , - t 。) 式中：h i 液膜传热分系数 w m 2 由( 3 2 0 ) ( 3 - 2 1 ) 联立解得层流液膜的传热分系数为： h i = 入占 根据无因次传热分系数h 。+ 和无因次液膜厚度占+ 的定义： h i + = h t ( v 2 g ) 1 7 3 2 占+ = 艿( 1 ，2 g ) “3 由式( 3 1 3 )