（动力工程及工程热物理专业论文）竖管内溴化锂溶液降膜蒸发传热性能的数值研究.pdf

mathmatical study on performance of lithium bromide solution falling film evaporation in vertical tubes a thesis submitted to chongqing university in partial fulfillment of the requirement for the degree of master of engineering by wang yang supervised by associate prof. shi chengming major: power engineering and engineering thermophysics college of power engineering chongqing university, chongqing, china may, 2011 重庆大学硕士学位论文 中文摘要 1 摘 要 为直接高效利用低温烟气余热驱动溴化锂吸收式制冷机，需要强化烟气侧和 溶液侧对流传热系数，竖管内降膜式发生器可同时满足这两个要求。一方面，通 过在传热管外加装翅片强化烟气侧对流传热；另一方面，溶液呈膜状在管内流动， 传热系数远高于池内沸腾。降膜式发生器烟气侧传热系数可以通过已有的实验关 联式进行计算，本文采用数值方法对液膜侧传热性能进行分析。 本文在定热流加热情况下，根据溴化锂水溶液液膜在层流状态下流动、传热 的特点，建立了溴化锂水溶液竖管内降膜蒸发过程的速度、温度和浓度分布方程， 用外节点法对流动区域进行离散，用有限差分法对方程进行离散，用三对角矩阵 法对方程进行求解，得到了降膜管入口溶液流量、浓度、热流密度等参数对降膜 蒸发传热性能的影响。 在模拟范围内，溴化锂水溶液层流降膜蒸发传热系数随降膜管入口溶液的流 量、浓度的增大而降低、加热热流密度和操作压力的增大而增大，其中入口溶液 的流量即液膜的厚度对蒸发传热系数的影响最为显著；水蒸汽质量流量随热流密 度和管长的增大而增大，溶液入口浓度、操作压力对水蒸气质量流量和放汽范围 的影响不明显。 通过对影响降膜蒸发传热的因素的量纲分析，结合数值计算的结果，拟合得 到在 re1000 时，无量纲传热系数表达式： *0.2580.215 0.5039hrepr 模拟得到的传热系数比chun采用单一成分工质降膜蒸发得到的结果小20%左 右，一方面是由于传质不利于液膜的传热，另一方面由于模拟中忽略了液膜表面 波动对传热强化作用，导致传热系数偏低。 对热负荷相同的降膜式和沉浸式发生器进行热力计算，其中，降膜式发生器 液膜侧传热系数采用拟合得到的关联式进行计算。性能对比表明，降膜式发生器 在传热系数、传热管重量上有显著的优势。 关键词：关键词：溴化锂水溶液，层流，降膜蒸发，有限差分法 重庆大学硕士学位论文 英文摘要 ii abstract for making the absorption refrigeration system driven directly by low temperature waste gas heat more efficient. the heat transfer coefficient on both gas and solution sides should be enhanced, these two conditions can be satisfied by vertical in-tube falling film generator. on the one hand, by installing fins on outside of heat transfer tube, the convective heat transfer coefficient of gas side was enhanced; on the other side, the heat transfer coefficient of falling film is higher than pool evaporation. the heat transfer coefficient of gas side can be calculated by existing experimental correlation, and the heat transfer coefficient was analyzed by numerical method in this thesis. in this thesis, the heat flux is assumed to be constant, based on flow and heat transfer characters of laminar lithium bromide solution falling film, the temperature, velocity and concentrition distribution equations were established. the discrete methods of the falling film cross section and equation are outer node method and finite difference method, tdma method was used to solve the difference equation. the influence of inlet solution mass flux, concentrition and heat flux et al on heat transfer coefficient was analyzed. heat transfer coefficient increases with the increasing of inlet solution mass flux, heat flux and operation pressure, and the heat transfer coefficient decreases with the increasing of inlet solution concentrition. the thickness of the falling film is main factor which influence on heat transfer coefficient. steam mass flux increase with the increase of heat flux and tube length, the influence of inlet solution concentration and presassure on steam mass flux and deflation ratio is not obvious. by dimensional analysis of the factors which influence on heat transfer coefficient and combining the results of mathematical calculation, using multiple linear regression method, an experimental correlation of falling film heat transfer coefficient is obtained, *0.2580.215 0.5039hrepr the simulation result is about20% less than the result obtained by chun. the main reasons are as follows, on the one hand, heat transfer is restricted by mass transfer; on the other hand, the film surface wave which can enhance the heat transfer coefficient is neglected. the average temperature difference method was used to do thermodynamic calculation on falling film generator and submerged generator. the heat load of falling 重庆大学硕士学位论文 英文摘要 iii film generator is equal to submerged generator. based on thermodynamic calculation results, the comparison of falling film generator with immersed tube generator on heat transfer coefficient, weight of heat transfer component shows that the falling film generator has great advantages. key words: libr/h2o solution, laminar flow, falling film evaporation, infinite difference method 重庆大学硕士学位论文 主要符号表 iv 主要符号表 a 面积, m2 sf 肋间距，m a 热扩散率, m/s w 溶液质量百分比浓度,wt% cp 比热,j/(kgk) x 距入口处纵向距离,m d 质量扩散系数,m2/s y 距管内壁面的径向距离,m d 直径,m 液膜厚度,m g 重力加速度,m/s2 导热系数,w/(m2k) g 蒸发速率,kg/s 溶液的动力学粘度,pas h* 无量纲传热系数 溶液的密度,kg/m3 hg 水蒸汽的汽化热,kj/kg 表面张力,n/m hm 液膜平均传热系数,w/(m2k) 运动粘度,m2 /s l 管长,m 单位管周边质量流量,kg/(ms) m 界面质量流率,kg/(m2s) x 相邻两界面间纵向距离,m m 纵向网格数 y 相邻两界面间径向距离,m min 入口溶液质量流量,kg/s 下标下标 mout 出口溶液质量流量,kg/s b/b 溴化锂 n 径向网格数 ev 蒸发 nu 努谢尔特数 f 肋片 p 压力, pa in 进口 pr 普朗特数 m 平均 u 纵向速度,m/s out 出口 v 径向速度,m/s s 饱和 qw 热流密度,w/m2 eq 汽液平衡 r 热阻，k/w t 温度,k re 雷诺数 a/a 水 rec 临界雷诺数 w 管壁 重庆大学硕士学位论文 目 录 v 目 录 中文摘要中文摘要 . 1 英文摘要英文摘要 . ii 1 课题背景课题背景 . 1 2 文献综述文献综述 . 3 2.1 溴化锂吸收式制冷系统发生器工作原理综述溴化锂吸收式制冷系统发生器工作原理综述 . 3 2.2 降膜流动和蒸发传热的研究进展降膜流动和蒸发传热的研究进展 . 4 2.2.1 纯工质的降膜蒸发研究 . 4 2.2.2 多元工质的降膜蒸发研究 . 8 2.3 降膜蒸发研究有待解决的问题降膜蒸发研究有待解决的问题 . 11 2.4 本课题的主要工作本课题的主要工作 . 11 3 竖管内溴化锂溶液降膜蒸发数值模拟竖管内溴化锂溶液降膜蒸发数值模拟 . 13 3.1 降膜蒸发传热的影响因素降膜蒸发传热的影响因素 . 13 3.2 溴化锂水溶液溶液物性参数的计算溴化锂水溶液溶液物性参数的计算 . 14 3.3 模拟范围模拟范围 . 14 3.3.1 压力的选择 . 14 3.3.2 入口溶液流量的选择 . 15 3.3.3 入口浓度的选择 . 16 3.3.4 传热管加热段长度的选择 . 16 3.3.5 热流密度的选择 . 16 3.4 物理模型的建立物理模型的建立 . 17 3.5 数学模型的建立数学模型的建立 . 18 3.5.1 液膜内速度的分布方程 . 19 3.5.2 下降液膜内温度分布方程 . 21 3.5.3 下降液膜的浓度分布方程 . 21 3.5.4 雷诺数和传热系数的计算 . 22 3.6 数学模型的求解数学模型的求解 . 22 3.6.1 控制区域、方程和边界条件离散化 . 23 3.6.2 数值解法的步骤和计算框图 . 28 3.7 本章小结本章小结 . 28 4 模拟结果与讨论模拟结果与讨论 . 31 4.1 降膜管入口溶液流量对液膜传热性能影响的分析降膜管入口溶液流量对液膜传热性能影响的分析 . 31 重庆大学硕士学位论文 目 录 vi 4.2 热流密度对液膜传热性能影响的分析热流密度对液膜传热性能影响的分析 . 32 4.3 降膜管入口浓度对液膜传热性能影响的分析降膜管入口浓度对液膜传热性能影响的分析 . 34 4.4 操作压力对液膜传热性能影响的分析操作压力对液膜传热性能影响的分析 . 36 4.5 管长对液膜传热性能影响的分析管长对液膜传热性能影响的分析 . 38 4.6 传热系数关联式的拟合传热系数关联式的拟合 . 40 4.7 模拟结果的验证模拟结果的验证 . 42 4.8 本章小结本章小结 . 42 5 降膜式发生器和沉浸式发生器的性能对比降膜式发生器和沉浸式发生器的性能对比 . 44 5.1 初始设计参数初始设计参数 . 44 5.2 竖管内降膜式发生器的热力计算竖管内降膜式发生器的热力计算 . 44 5.3 沉浸式发生器的热力计算沉浸式发生器的热力计算 . 46 5.4 两种发生器的性能比较两种发生器的性能比较 . 47 5.5 本章小结本章小结 . 49 6 结论与探讨结论与探讨 . 50 6.1 结论结论 . 50 6.2 探讨探讨 . 50 致致 谢谢 . 52 参考文献参考文献 . 53 附附 录录 . 57 a 溴化锂溶液物性方程溴化锂溶液物性方程 . 57 b 作者在攻读硕士学位期间发表的论文目录作者在攻读硕士学位期间发表的论文目录 . 61 c 实用新型专利实用新型专利 . 61 重庆大学硕士学位论文 1 课题背景 1 1 课题背景 能源是国民经济发展的一个战略问题。随着我国经济的飞速发展，能源的需求 也越来越大，而我国的能源现状却不容乐观。一方面，人均占有量少，虽然我国 能源资源在总量上位居世界前列，由于我国人口众多，人均能源资源占有量只有 发达国家的 1/201；另一方面，能源利用率低，据中国经济网披露，中国一吨煤产 生的效率仅相当美国的 28.6%，欧盟的 16.8%，日本的 10.3%。我国 33 种主要产 品的单位能耗高出国际平均水平 46%。2008 年，我国消耗的的煤炭占世界总消费 量的 42.6%，却只创造了仅占全球总量 4.2%的国内生产总值。我国能源利用效率 比发达国家落后 20 年，相差 10-20 个百分点。由此，开发利用可再生能源、新能 源和提高能源的利用率成为我国能源战略的重要环节。 目前我国工业生产中，广泛使用的一些炉窑如加热炉、电厂锅炉、回转窑等， 存在燃料消耗量大、热效率低的问题。约有 40-60%的热量被废气、炉渣等带走。 另一方面， 根据一些文献的统计数据， 我国工业余热的回收率只有 33.5%2,余热资 源的利用前景很广阔，例如电厂锅炉、小型锅炉和柴油机排烟烟气温度在 2503 左右，并且具有含尘、硫量低的特点，可用做吸收式制冷系统的驱动热源。 目前对于余热的回收广泛采用热电联产，收到了很好的节能效果。但是由于 热电联产的热化经济性与热负荷的性质、热负荷的密度、采暖期的长短等诸多因 素紧密相关，使得热电联产机组在全年大部分时间热负荷不足，热电联产的节能 效果不能有效地发挥出来。因此，目前除继续坚持发展小型热电联产之外，正研 究高效利用能源资源的小型冷热电联产（cchp） 。cchp 是建立在能源阶梯利用 的基础上，将制冷、供热（采暖和供热水）及发电三者合而为一的设施。冷热电 联供系统与远程送电比较，可以大大提高能源利用效率。 冷热电联产利用吸收式制冷系统对热源参数要求低，适应性强的特点(0.12 mpa 以上的低压蒸汽和 80以上的热水均可作为它的驱动热源)， 目前吸收式制冷 机可以采用汽轮机的低压抽汽或排汽为发生器的加热热源，制取 6-8的冷水，用 于工业冷却或空气调节。由于吸收式制冷机可以采用低位热能作为动力，所以可 以充分利用热电厂供热机组的排汽或抽汽来制冷。这样一方面可节约低位热能， 另一方面可增加热电联产供热机组的热负荷。所以，冷热电联产可以增加供热机 组的热负荷，弥补供热机组由于冬夏热负荷的不均匀对热电厂经济性产生的影 响提高热电联产机组的节能效果。从经济角度看，发展冷热电联产是合理可行 的。 传统的溴化锂制冷机主要是用一次能源燃烧制取热水或蒸汽蒸汽驱动，增加 重庆大学硕士学位论文 1 课题背景 2 了锅炉等中间换热设备，降低了余热的利用效率，可用能的损失很大，从能源利 用角度来看很不合理。我国余热、废热资源丰富，且很大部分是中低温气体余热， 以燃气锅炉为例，其排烟温度可以达到 150-250，可以用于单、双效吸收式制冷 机发生器的驱动热源，若能采用烟气直接驱动溴化锂吸收式制冷机，会具有很高 的经济性。 在溴化锂吸收式制冷装置中，发生器的功能是在发生器中把稀溶液中的水分 蒸发掉，使溶液浓缩，溶质溴化锂质量分数增大，以便溶液能进入吸收器吸收水 蒸汽，因此，溴化锂溶液的发生过程就是溶液中的水分从液相向气相转移的传递 过程。发生器内溶液的放汽范围和放汽量对系统性能有着重要影响。目前现有的 溴化锂制冷机一般使用沉浸式发生器或喷淋式发生器，这两种发生器都是热源在 管内进行换热，管内驱动热源气体传热系数很低，不能采用对于气体对流传热常 用的加装肋片的方式实现强化传热，导致传热传质性能恶化，整个发生器体积庞 大。而且，采用沉浸式发生器时，静液柱对制冷效果影响巨大。并且采用沉浸式 发生器时由于溴化锂水溶液的密度约为水的1.7倍，即高压发生器液位为1米的话， 液面与液底的饱和温差达5左右4，对沸腾传热有较大影响；采用喷淋式发生器 在传热系数低时，其喷淋密度较小，使得传热管难以被溶液全面、均匀润湿，传 热管外壁面出现局部干涸，不能充分利用传热面积。与之相较，若采用竖管降膜 蒸发的发生器，具有传热系数高、无静液柱影响、换热器体积、质量小等显著优 点。 基于烟侧需强化传热和避免大型装置因静液柱对传热的影响，可以采用竖管 内溴化锂溶液降膜发生器替代传统的沉浸式或喷淋式发生器。 当前，对于降膜蒸发国内外学者大都着重于管材，管内外表面加工情况等方 面的研究，并且为了研究方便，大部分学者都采用脱离子水作为工质，对工业应 用物料研究较少，而且各研究者实验条件各不相同，得出的数据也并不相同，可 用于实际设计的关联式较少。本课题针对不同浓度、流量的溴化锂溶液在不同的 热流密度和压力下降膜蒸发状况进行数值研究，在学术和工程实用上都有一定价 值。 重庆大学硕士学位论文 2 文献综述 3 2 文献综述 2.1 溴化锂吸收式制冷系统发生器工作原理综述 溴化锂吸收式制冷机组的主要部件有：发生器、冷凝器、蒸发器和吸收器。 发生器的作用是依靠热源加热溴化锂溶液，使溶液在发生器中蒸发、浓缩，产生 制冷剂(水)蒸汽。发生器的结构通常是壳管式，热源蒸汽或热水在管内流动，管外 为溴化锂溶液，在发生器内进行着热量和质量的传递，如何强化这个传热传质过 程是设计发生器的重要任务，本课题也是基于这一目的进行研究。根据发生器的 工作方式，发生器可分为沉浸式发生器和喷淋式发生器两种，另外还有类似于锅 炉的直接用燃气和燃油燃烧驱动的直燃型发生器。目前使用最多的是前面两种。 沉浸式发生器的全部传热管都浸没在溶液中，发生器的贮液量较大，对溶液 的加热比较均匀，对冷负荷变化的适应能力较大，采用蒸汽热源时，蒸汽在发生 器的传热管内流动，边加热边冷凝，它的温度基本上是加热蒸汽压力下的饱和温 度，因此几乎所有管内介质的温度都是相同的。随着静液柱高度的增大，越到溶 液深处，溶液的压力越大，也就是说在发生器底部，溶液的过热度变小，因此表 面溶液容易沸腾，深处溶液难易沸腾，这是沉浸式发生器的主要缺陷。另外，如 果加热热源是热水，热水的温度较低（如 80-95）时，这种发生器的效果也较差。 如传热面积大，垂直方向需要布置多排传热管时，为消除静液柱对传热效果的影 响，可考虑采用喷淋式发生器。 喷淋式发生器是将稀溶液送入装在发生器传热管组上不的喷淋装置中，使溶 液喷成细小的液滴落在加热管的外表，在加热管外壁成膜状流动，因此有的学者 也称之为横管降膜式发生器。由于溶液与传热管间呈膜状加热，故不受静液柱影 响，气泡逸出阻力小。因此，从理论上分析，无论从传热还是传质的角度看，效 果均较好。但是由于溶液的容积流量较小，喷淋密度比一般工业用喷头要小的多， 喷出的溶液不容易布满整个受热面，传热面不能充分利用，也容易在传热管外壁 结垢，使传热效果恶化，传热系数并不比沉浸式高。尤其是当加热热源温度较高 时，受热面得不到溶液冷却的部分因铜管温度升高而引起热变形，甚至引起胀口 泄露，影响制冷机的性能5。 竖管降膜发生器很好的克服了上面两种发生器的缺点。一方面，液膜传热不 存在静液柱的影响；另一方面，根据溶液循环量确定传热管数量来保证传热管内 溶液流量，选用合适的布膜器保证液膜的均匀连续。如果加热热源是蒸汽或热水， 由于竖管降膜发生器热源在传热管外加热，需要的蒸汽和热水流量很大，经济性 不高。根据课题背景中的分析，竖管降膜式发生器适用于烟气作为热源的吸收式 重庆大学硕士学位论文 2 文献综述 4 制冷系统。 2.2 降膜流动和蒸发传热的研究进展 2.2.1 纯工质的降膜蒸发研究 最早涉及降膜流动理论研究的是nusselt6， 他首先对光滑层流液膜流动进行了 理论分析，忽略汽液界面剪切力、表面张力和惯性力的影响，把动量方程简化为： 2 2 0 d ug dy (2.1) 壁面边界条件为：y=0，u=0； 汽液界面边界条件为：y=，0 du dy 对式(2.1)进行积分，得到： 2 () 2 gy uy (2.2) 由式(2.2)可得液膜厚度为： 2 1/31/3 3 ()re 4g (2.3) nusselt得到的液膜速度和膜厚的解被后人广泛采用。 slesarenko v n7分析了多种形式的薄膜蒸发过程,认为管外蒸发有液膜产生气 泡和液膜表面蒸发两种形式。 struve8用蒸汽管外加热方式，采用工质为r11，进行了竖直管内降膜蒸发的 实验研究，选用管长为0.25-1.25m，直径为32mm在雷诺数小于9000，pr=4.12时得 出无量纲传热系数关联式： *0.41 0.0078reh (2.4) 研究发现发现流速、热流密度和膜厚对局部传热系数影响较大。在热发展段到充 分发展段的过渡区，无量纲传热系数取决于充分发展段的长度 l，在充分发展区， 无量纲传热系数与充分发展段长度无关。在波纹层流区将实验数据关联为： 0.282 0.71( /)h (2.5) 上式比努赛尔方程的结果高25-30%。在过渡区，若在距布膜器90cm后流动充 分发展，传热系数与雷诺数无关： *0.120.67( /90)hl 0 . 2/ 9 00 . 6 7l (2.6) * 0.0450.18( /90)hl 0.67/901.0l (2.7) * 0.22h l/901.0 (2.8) 在湍流区： *0.41 0.0014( /)h (2.9) 重庆大学硕士学位论文 2 文献综述 5 chun和seban9 采用电加热的方式对水在垂直不锈钢管外降膜蒸发的传热性 能进行了实验研究，其中加热段长度为0.29m，实验雷诺数范围为320-21000，涵盖 了波动层流和湍流两种流动状态，通过测定加热功率、壁面温度、蒸汽压力计算 传热系数，得到了无量纲传热系数的实验关联式： 在层流区： 3 *1/30.22 2 ()0.821 g hhre ( rerec ) (2.11) 其中由层流向湍流过渡的临界雷诺数rec的定义如下： 1.061/3 c 58000.215reprka (2.12) 其中： 4 3 g ka chun和seban的试验关联式是目前最常引用的数据，很多学者在验证降膜蒸发 理论模拟的准确性时常用chun和seban的实验数据作为对比标准，chun和seban的 实验关联式也常被用于单一工质降膜蒸发器的设计计算。但是他们的研究忽略了 汽液界面剪切力的影响，故在热流密度较大和雷诺数较低的情况下，二次蒸汽的 流动速度较大，其值比实验值要低。 fujita10等人采用管外用电加热的方式， 在pr=1.75时以水作为工质对降膜蒸发 传热进行了实验研究，热流密度范围为30-70kw/m2，雷诺数范围为700-9100，得 到了无量纲传热系数关联式： 波动层流状态： *0.22 0.9hre (2.13) 湍流状态： *30.4 6.0 10hre (2.14) 采用上式计算得到的无量纲传热系比 chun 和 seban 的结果高 10%。 fagerholm11使用蒸汽加热对r114管外降膜蒸发进行了实验研究，降膜管长度 为0.775m，在pr=4.2，re1000时，得到无量纲传热系数关联式： *0.31 0.026hre (2.15) shmerler12采用电加热的方式，以水作为工质，在长度为0.781m，直径为 25.4mm降膜管内进行了降膜蒸发的试验研究，在5000re37500， 1.75pr 5.4 时得出无量纲传热系数关联式： *0.330.91 0.0838hrepr (2.16) damman13以水作为工质，研究了在垂直/倾斜平板上降膜蒸发的传热性能， 重庆大学硕士学位论文 2 文献综述 6 得到了实验关联式： 30.680.200.25 1.2 10 llh nurekk (2.17) 式中：kl为热通量， m/( ) l kqh t kh为贮热系数， 2 h kcpt 该实验关联式中雷诺数范围为20-2000，普朗特数范围为1.7-210。 a.miyara14 建立了二维沿加热倾斜平板降液膜的数学模型，提出了新的汽液 界面边界条件，利用 hsmac 方法进行求解，得到了液膜的波动状况；通过对不 同 pr 数液膜温度分布的分析得到了波动强化传热的机理， 并得到对于较低 pr 数的 液膜的传热可忽略对流的作用，对较高 pr 数的液膜则需同时考虑对流和导热，液 膜表面的波动通过使局部液膜变薄和增强对流从而强化了传热。 dukler15将满管流的边界层理论移至降膜蒸发液流中， 通过确定涡流扩散系数 求解降膜动量方程和能量方程，dulker 的理论分析后来被许多研究者作为理论研 究的基础，此后的理论研究主要是对这一方法的修正完善。降膜蒸发传热理论模 拟关键是确定合适的涡流扩散系数。dukler 采用的是满管流边界层模拟膜状流动， 没有考虑界面波影响和蒸汽回流对传热和流动的影响，模拟值比实验值高出 46%。 mei haj assad16等以水作为工质，建立了沿竖直平板降膜蒸发考虑液面剪 切力和忽略剪切力的数学模型，采用恒壁温壁面边界条件，忽略表面张力和惯性 力的影响。