降膜蒸发管内插往复螺旋强化传热实验研究

2020-08-22彭德其侯家鑫吴淑英俞天兰

化学工业与工程 2020年4期

彭德其,侯家鑫,陈康,吴淑英,俞天兰

(1.湘潭大学机械工程学院,湖南湘潭 411105; 2.湖南工业大学机械工程学院,湖南株洲 412007)

降膜蒸发具有传热系数高、传热温差小、无静压损失等优点,适用于高黏度、热敏性物料的蒸发浓缩,被广泛应用于能源、化工、海水淡化及军工等行业[1-5]。但是降膜蒸发管内的结垢问题普遍存在,不利于提高降膜蒸发器的工作效率,同时也缩小了其适用范围。管内插物强化传热作为一种无源强化传热技术,具有结构简单、装配便捷、性能稳定等特点[6-7],如螺旋线[8-11]、纽带[12-15]、转子[16]和旋流片[17]等,它们在无需改变换热器传热面形状的基础上能够增强流体扰动,发挥自动除垢防垢的作用。

与其它内插物相比,内插螺旋具有阻力小、成本低、装卸方便等优势[18],使流场产生旋流及振动,有助于抑制污垢生成并强化热量传递,因此被广泛应用于管流的强化传热及防垢除垢。 Feng[19]发现内插螺旋能够通过减小管壁面热边界层厚度来提高换热效率;Salari[20]指出,相比圆形截面和正方形截面,三角形截面的内插螺旋更有利于强化传热;Sharafeldeen[21]实验研究了雷诺数、螺旋外径和螺旋螺距对努塞尔数和沿程阻力系数的影响,但3 者的研究并未充分考虑内插螺旋对管内污垢层的影响。彭德其[22]提出了螺旋线与流态化粒子相结合的方法实现在线防除垢,但管壁容易被流态化粒子局部过度磨损,易出现污染料液的问题,且粒子的回收循环利用需要辅助设备和管线,增加了设备运行成本;针对螺旋线与管壁的磨损问题,俞天兰[23]和许杰[6]分别提出了管内满流条件下塑包螺旋线技术和间歇自转钢丝螺旋线技术,但大大增加沿程阻力;俞天兰[24]将内插螺旋在线清洗技术应用于蒸发器加热管在线除垢防垢,但未总结相关参数的实验关联式而缺少理论指导意义,且其强化传热能力有待进一步提高。

本研究以负溶解温度特性的MnSO4溶液为实验物料,在常规立式降膜蒸发的基础上,将往复内插螺旋与降膜蒸发过程相结合进行传热实验,并与空管、单纯的内插螺旋进行了传热对比分析。研究内插螺旋的结构参数(d、e 和f)以及螺旋的往复行程(H)对降膜蒸发过程的影响,分析与热通量、蒸发压力以及溶液喷淋密度相关的降膜蒸发传热系数关联式,为新型降膜蒸发器的设计提供理论参考。

1 实验

1.1 工作原理

为有效解决换热管中传热与结垢问题,提出并设计了一种降膜蒸发管内插往复螺旋强化传热技术。降膜蒸发管内插螺旋主要依靠变频电机驱动并形成往复运动,提高管内插螺旋的振动幅度,其原理如图1 所示。该装置由电机1、布膜器2 及内插螺旋5 串联连接而成,通过电机驱动内插螺旋上下运行,实现降膜蒸发管内插螺旋不停与管壁敲击碰撞,实现在线除垢防垢的功能。

图1 装置示意图Fig.1 Schematic diagram of device

1.2 实验装置

图2 为搭建的降膜蒸发实验装置图,主要包括MnSO4物料循环系统和管内蒸汽循环系统。其中,MnSO4物料循环系统主要由离心泵和降膜蒸发器中的管程组成,MnSO4溶液由离心泵自下而上送入降膜蒸发器的上管箱,流经降膜蒸发管与壳程高温蒸汽换热后在下管箱中聚集,再被离心泵送入降膜蒸发器的上管箱,实现MnSO4物料循环。管内蒸汽循环系统主要由蒸汽发生器和降膜蒸发器中的壳程组成,高温蒸汽由蒸汽发生器产生,在蒸发器壳程与MnSO4溶液进行换热后冷凝,回到蒸汽发生器中,实现管内蒸汽循环。采用Ø38 mm×2 mm 蒸发管,管内插螺旋直接挂在驱动电机的下端,布膜器固定在管的进口端,在透明有机玻璃管冷态摸索实验观察的基础上,为使液膜在换热管入口段与内插螺旋充分接触,选用下端直径为25 mm 的布膜器。实验条件为:加热温差15 ～20 ℃,热通量为25.1 ～37.7 kW·m-2,MnSO4溶液喷淋密度为0.041 2 ～0.110 0 kg·m-1·s-1,蒸发压力0.1 ～0.4 MPa。由于螺旋外径不宜过大,否则螺旋与管内壁间隙过小,螺旋径向振动不够,不利于强化传热[25],因此,根据降膜蒸发管内径,本实验选取的螺旋外径分别为d=26、28 和30 mm,丝径e=1.5、1.8 和2.0 mm,螺距f=30、40、45、50 和60 mm。

图2 降膜蒸发实验装置图Fig.2 Schematic diagram of experimental apparatus for falling film evaporation

2 实验结果与讨论

2.1 内插螺旋结构参数对传热系数的影响

本节主要研究内插螺旋结构参数(螺旋外径d,螺距f 以及丝径e)对降膜蒸发管传热系数的影响,根据1.2 节中内插螺旋结构参数范围,实验采用的螺旋型号如下表所示。

表1 内插螺旋参数表Table 1 Parameters of inserted spirals

2.1.1 螺旋外径的影响

为了研究螺旋外径对传热系数的影响,通过控制变量,分别使用1*、2*和3*这3 种型号螺旋进行实验。

图3 螺旋外径对传热系数的影响Fig.3 Influence of spiral outer diameter on heat transfer coefficient

由图3 可知,当螺旋丝径e 和螺旋螺距f 一定时,在参数范围内,平均传热系数K 与螺旋外径d 呈正相关,当螺旋外径d=30 mm 时,平均传热系数最这主要是因为在MnSO4溶液进入换热管初期,螺旋线浸没在液膜区域中,内插螺旋外径越大,螺旋结构处在液膜区域越大时,单位时间内受到液膜的轴向冲击力就越大,使得螺旋往复行程变长[26],增加了螺旋与管壁污垢的作用面积,从而达到强化传热及除垢防垢作用。同时,在持续蒸发过程中,液膜厚度自上而下逐渐减小,甚至不与螺旋接触,因此,内插螺旋外径越大,螺旋与液相的作用范围越大,越有利于强化传热。

2.1.2 螺旋螺距的影响

为了研究螺旋螺距对传热系数的影响,通过控制变量,分别使用3*、4*、5*,6*和7*这5 种型号螺旋进行实验。

由图4 可知,当螺旋丝径e 和螺旋外径d 一定时,随螺旋螺距增大,传热系数先增大后减小。由文献[27]中的冷膜实验可知,当降膜蒸发管内的液体流经螺旋线时,若螺旋线的螺距较小,液体不易产生漩流而是产生绕流,此时每一圈螺旋线上都会产生液膜的局部堆积,增大液膜厚度,不利于强化传热。若螺旋线螺距较大,螺旋线对液体的扰动能力减弱,削弱了螺旋线对液体边界层的作用,强化传热效果不明显。因此,选用合适螺距的螺旋线对于提高降膜蒸发管传热效率具有重要意义。在本文实验的参数范围内,在螺距f=45 mm 时,平均传热系数最大,

图4 螺旋螺距对传热系数的影响Fig.4 Influence of spiral pitch on heat transfer coefficient

2.1.3 螺旋丝径的影响

为了研究螺旋丝径对传热系数的影响,通过控制变量,分别使用3*、8*和9*这3 种型号螺旋进行实验。

图5 螺旋丝径对传热系数的影响Fig.5 Influence of spiral wire diameter on heat transfer coefficient

由图5 可知,当螺旋外径d 和螺距f 一定时,在参数范围内,平均传热系数随着丝径e 的增大先增大后减小,当螺旋丝径e=1.8 mm 时,平均传热系数最大,这是因为随着螺旋丝径变大,液膜与内插螺旋之间相互作用的面积变大,单位时间内2 者的相互作用力提高,使得内插螺旋的轴向运动和径向运动加剧,提高了螺旋的除垢防垢效果,减小传热热阻;但是,过大的螺旋丝径会导致自身弹性系数变大,抑制了液膜对螺旋的作用,螺旋的形变量减小,减弱了2 者间的相互作用。

2.2 螺旋往复行程对传热系数的影响

根据2.1 节可知,螺旋型号3*的结构参数最优,因此,在此基础上,研究螺旋往复行程对传热系数的影响。

图6 螺旋往复行程对传热系数的影响Fig.6 Influence of the reciprocating stroke of spiral on heat transfer coefficient

由图6 可知,往复行程H=100 mm 时的传热系数最高,Kmax=1658.60 W·m-2·K-1,比往复行程H=50 和200 mm 分别提高7.40%和16.27%。在实验中测得螺旋往复行程为50、100 和200 mm 时,其往复频率分别为15、12 和3 次/min,通过分辨内插螺旋与管壁的碰撞声音可统计出2 者碰撞频率,分别为30、48 和24 次/min。可知,随着2 者碰撞频率增大,内插螺旋对壁面处液膜的扰动增强,同时加剧了对管壁污垢的作用,通过高效清除管壁污垢达到强化传热的目的。

2.3 工艺参数对传热系数影响

由2.1 和2.2 节可知,往复螺旋结构参数为外径d=30 mm,螺距f=45 mm,丝径e=1.8 mm,螺旋往复行程H=100 mm 时,往复螺旋强化传热系数最高,在此基础上,根据对降膜蒸发研究文献的分析发现工艺参数对降膜蒸发有显著影响[28-30],因此,本节主要讨论热通量h、蒸发压力p 和溶液喷淋密度q 对降膜蒸发传热系数K 的影响进行分析,并得到与这3 项工艺参数相关的降膜蒸发传热系数关联式。

2.3.1 热通量的影响

图7 表示热通量h 对降膜传热系数K 的影响,不同溶液质量分数条件下,传热系数随热通量变化的趋势都是先增大后减小,且溶液质量分数越大传热系数的最大值越小。在热通量较低时,随着热通量增大,二次蒸汽量增多,二次蒸汽流速增加,管壁液膜受二次蒸汽的扰动作用加强、变薄,溶液易处于核态沸腾区,换热效果提升。但是,随着热通量进一步增大,溶液汽泡附着形成汽膜,汽膜的热阻则减弱了换热效果,溶液进入过渡沸腾区,换热效果恶化。另外,液膜温度急剧升高,使得液膜蒸发速率过大,造成管壁布膜速率小于蒸发速率,即出现“干壁”,传热效率急剧下降。

图7 热通量对传热系数的影响Fig.7 Influence of heat flux on heat transfer coefficient

2.3.2 蒸发压力的影响

在降膜蒸发实验装置中,通过调节二次蒸汽出口阀门9 的开度来改变实验过程中的蒸发压力。由图8 可知,随着蒸发压力变大,降膜传热系数K 的变化趋势并不相同。当MnSO4溶液质量分数α≤0.5 时,K 先小幅增大后逐步减小,这是因为在实验初期,慢慢调小阀门9 的开度,蒸发压力逐渐提高,溶液二次蒸汽的温度也随之增大,提高了液相主体温度,使得换热管中单位时间内产生的二次蒸汽量变大,提高了降膜传热效率。继续增大蒸发压力,管内溶液质量分数将进一步增大,由于高浓度MnSO4溶液其自身固含量高,在降膜蒸发过程中,溶液易形成细小MnSO4颗粒黏附在蒸发管内壁生成热阻垢,当质量分数大于某个临界值α*时,管内插螺旋清洗速率小于污垢生长速率,污垢在管壁中慢慢堆积,使得热阻变大,传热效率随之降低。而当溶液质量分数 α ≥0.6 时, 在蒸发压力 p =0.1 MPa 条件下,管内液膜蒸发速率相对较大,管内溶液质量分数已经大于临界值α*,污垢迅速生成,管内插螺旋清洗速率小于污垢生长速率,因此随着蒸发压力变大,降膜传热系数呈现单调递减的趋势。

图8 蒸发压力对传热系数的影响Fig.8 Influence of evaporation pressure on heat transfer coefficient

2.3.3 溶液喷淋密度的影响

根据文献[31]计算溶液喷淋密度,图9 表示溶液喷淋密度对液膜蒸发传热系数的影响,不同溶液质量分数条件下,传热系数随溶液喷淋密度的趋势都是先增大后减小。另外,本实验中溶液质量分数越大,传热系数的最大值越大。这是因为当溶液喷淋密度较小时,由于液膜厚过薄,随着蒸发过程的发生,在蒸发管壁出现干壁现象,导致传热系数较低;随着溶液喷淋密度增大,管壁干壁现象减少、液膜厚度增加,传热系数上升,且在喷淋密度q=1.029 kg·m-1·s-1左右达到最大值;进一步增大溶液喷淋密度,附着在管壁上的液膜的厚度逐渐变大,此时加热功率保持不变,致使气液两相温度进一步减小,降膜蒸发速率下降,传热系数降低。

2.3.4 降膜蒸发传热系数关联式

为了使实验结果具有普遍规律性,基于以上实验结果,分析MnSO4溶液喷淋密度、蒸发压力以及热通量对降膜蒸发传热系数的影响,根据最小二乘法原理,得到降膜蒸发传热系数关联式如式(1):

式(1)中:K 为降膜蒸发换热系数,W·m-2·K-1;h为热通量,kW · m-2;p 为蒸发压力,MPa;q 为MnSO4溶液喷淋密度,kg·m-1·s-1。

实验关联式的适用范围如表2 所示,同时对以上关联式进行显著性检验,将计算值与的实验值做对比,发现2 者最大误差仅为3.51%,说明该关联式可靠。

图9 喷淋密度对传热系数的影响Fig.9 Influence of spraying density on heat transfer coefficient

表2 实验关联式适用范围Table 2 Applicable range of experimental correlation Eq. (1)

图10 传热系数计算值与实验值的关系Fig.10 Relationship of heat transfer coefficient between calculated value and experimental value

2.4 往复螺旋强化传热性能验证

为了验证往复螺旋随时间运行的强化传热性能,在相同条件下,对比了空管、管内插螺旋和往复螺旋3 种情况下的降膜蒸发传热系数,其中,换热管Ø38 mm×2 mm,内插螺旋外径d=30 mm、螺距f=45 mm,丝径e=1.8 mm,螺旋往复行程H=200 mm,溶液喷淋密度为q=1.029 kg·m-1·s-1,热通量为h=37.5 kW·m-2,蒸发压力p=0.1 MPa。

由图11 可知,降膜蒸发管内往复螺旋强化传热技术的换热系数明显高于空管和单纯的内插螺旋,其K 值分别后2 者的2. 08 和1. 26 倍。同时,实验结束后将3 根管子剖开观察,发现未插螺旋线的管子内壁附着有大量污垢,而内插螺旋嫌的管子中污垢较少。说明增加电机驱动后,强化了内插螺旋往复运动对管内液膜产生扰动,提高了液膜湍流强度,同时,增强了内插螺旋对管壁污垢的作用,提高了装置实时除垢防垢能力,达到了强化传热的目的。