豎直多孔管降膜蒸發(fā)傳熱實驗

范永堅，徐宏，徐鵬（華東理工大學機械與動力工程學院，化學工程聯(lián)合國家重點實驗室，上海 200237）

豎直多孔管降膜蒸發(fā)傳熱實驗

范永堅，徐宏，徐鵬
（華東理工大學機械與動力工程學院，化學工程聯(lián)合國家重點實驗室，上海 200237）

摘要：研究了內(nèi)表面燒結(jié)型多孔管對降膜蒸發(fā)換熱效果的影響。采用單管降膜蒸發(fā)器，由殼程的蒸汽加熱管程的水降膜傳熱。在熱通量q=13～90 kW·m?2，傳熱溫差ΔT=2.87～9.5℃，液體Reynolds數(shù)ReL=4500～15000范圍內(nèi)，求不同工況下管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)，并將其與相對應的光管換熱性能進行比較。比較數(shù)據(jù)可知：多孔管的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)是光管的2.03倍，總傳熱系數(shù)是光管的1.78倍，多孔管強化傳熱效果明顯。

關鍵詞：燒結(jié)型多孔管；降膜蒸發(fā)；傳熱系數(shù)；強化傳熱

2015-05-14收到初稿，2015-09-16收到修改稿。

聯(lián)系人：徐宏。第一作者：范永堅（1990—），男，碩士研究生。

Received date: 2015-05-14

引　言

豎直管內(nèi)降膜蒸發(fā)具有高的傳熱系數(shù)、無靜壓損失和傳熱溫差小等優(yōu)點，適用于黏度較大、熱敏性物料，易于實現(xiàn)多效操作、不易結(jié)垢。

國內(nèi)外學者對豎管降膜的強化做了許多研究。Fagerholm等[1]進行了光管和4種強化管（High flux、Gewa-T、Thermoexcel-E and-EC）的降膜蒸發(fā)實驗。結(jié)果表明，4種強化管都能顯著強化傳熱性能，且與熱通量有很強的相關性。魏峰[2]利用螺旋線作為強化傳熱元件對降膜蒸發(fā)的傳熱性能進行測試。實驗結(jié)果表明，螺旋線的結(jié)構(gòu)參數(shù)對傳熱系數(shù)有明顯的影響，可以提高傳熱系數(shù)最大達20%。趙鴻漢[3]將波紋管作為換熱管應用到降膜蒸發(fā)器中，流體液膜沿著交替的曲線向下流動，不斷改變壓力和流速，導致湍動和邊界層的減薄，從而強化傳熱。Shu等[4]在垂直加熱管中引入飽和蒸汽用于湍流降膜蒸發(fā)。實驗發(fā)現(xiàn)，在不提高液膜傳熱溫差的情況下，傳熱系數(shù)提高12%，液膜厚度降低了10%。

表面多孔管是20世紀60年代末發(fā)展起來的一種高效強化傳熱元件，其多孔表面可以顯著強化蒸發(fā)與沸騰傳熱[5-7]。表面多孔管在相對較低的傳熱溫差下使其換熱性能大幅度提高，有利于換熱設備的緊湊和高效化。

但現(xiàn)有的文獻針對表面多孔材料的降膜蒸發(fā)研究多集中在水平管[8-12]，在豎直管內(nèi)降膜蒸發(fā)的相關實驗研究較少。水平管降膜蒸發(fā)器占地面積較大，且在相同的Reynolds數(shù)條件下溶液沿豎管管壁降膜時液膜對管壁的覆蓋率比水平管要好，而且液膜膜厚沿流動方向分布更加均勻。因此，豎管降膜蒸發(fā)器與橫管相比有一定的特殊性。為了進一步了解豎直多孔管的降膜蒸發(fā)性能和強化蒸發(fā)的機理，本文以水為介質(zhì)，分別對內(nèi)表面燒結(jié)型多孔管和光管進行實驗研究，分析兩種換熱管在垂直管內(nèi)降膜蒸發(fā)傳熱性能上的差異。

1　實驗系統(tǒng)和方法

1.1實驗流程

實驗裝置以蒸發(fā)管為主體（圖1）。蒸發(fā)管直徑為38 mm（壁厚3 mm），管長1.7 m，有效加熱管長1.5 m。料液由循環(huán)泵4從水箱10送出，經(jīng)過轉(zhuǎn)子流量計3進入預熱器1被加熱至接近沸點溫度，進入實驗段。料液從蒸發(fā)器的頂部進口流下，沿徑向從布液板5上均勻流向四周，料液溢流經(jīng)過換熱管7上端面呈膜狀沿換熱管的內(nèi)壁向下流。一部分液體在向下流動的過程中吸收管外蒸汽冷凝的熱量不斷蒸發(fā)成二次蒸汽，二次蒸汽同未蒸發(fā)的液體一起進入儲水箱。經(jīng)過儲水箱的預分離作用，二次蒸汽流向分離器9再次分離，最后冷凝、計量，可以得到管內(nèi)蒸發(fā)的汽化量。加熱蒸汽由蒸汽發(fā)生器11產(chǎn)生，在殼程冷凝，冷凝水流入計量罐12，可測量蒸汽的冷凝量。

圖1　實驗系統(tǒng)Fig.1　Schematic diagram of experimental apparatus1—heater; 2—condenser; 3—flowmeter; 4—pump; 5—liquid distributing plate; 6—liquid storage tank; 7—experimental tube; 8—separation cup; 9—gas-liquid separator; 10—water tank; 11—steam generator; 12—gauge tank

本實驗需要測量的數(shù)據(jù)包括：進口流量，預熱溫度，蒸發(fā)管壁面溫度，管程進、出口的溫度和壓力，殼程進、出口的溫度和壓力。實驗段（換熱管）平均分布5個T型熱電偶埋入換熱管壁，每段間隔250 mm。

蒸發(fā)器的管程、殼程進、出口溫度測量采用T型鎧裝熱電偶。管程進、出口裝有壓力表，測量進、出口壓力。進口流量采用渦輪流量傳感器測量。渦輪流量傳感器與熱電偶信號均接入數(shù)據(jù)采集器，每6 s記錄一次數(shù)據(jù)。各個測量結(jié)果分別取實驗時間各個數(shù)據(jù)的算術(shù)平均值。

料液在預熱器加熱到接近沸點，保證料液在進入蒸發(fā)管很短的距離內(nèi)受熱蒸發(fā)，減少熱發(fā)展段的影響。蒸發(fā)管頂部0.2 m作為流動發(fā)展段[2]，保證料液進入加熱段時已流動均勻，故有效加熱段為1.5 m。實驗中采用管程二次蒸汽冷凝水量計算熱負荷，殼程加熱蒸汽冷凝水則用來校核系統(tǒng)熱平衡。

表1　實驗管幾何參數(shù)Table 1　Geometries of studied tubes

本實驗測試的多孔管采用與光滑管相同的基體尺寸，是由球形合金粉末（顆粒直徑40～50 μm）在紫銅管上燒結(jié)構(gòu)成的多孔層，其多孔表面結(jié)構(gòu)[13]如圖2所示。

1.2實驗數(shù)據(jù)處理

影響降膜側(cè)傳熱系數(shù)的主要因素有布膜情況、傳熱溫差、液膜Reynolds數(shù)等。本實驗在熱通量q=13～90 kW·m?2，傳熱溫差ΔT=2.87～9.5℃，液體周邊進料流量Γ=0.28～1.11 kg·m?1·s?1范圍內(nèi)，測定了管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)。

圖2　多孔層結(jié)構(gòu)Fig.2　Schematic diagram of porous layer1—experimental tube; 2—porous layer; 3—cavity; 4—bubbles; 5—liquid

熱通量由單位時間內(nèi)收集的管內(nèi)冷凝水求得

降膜側(cè)平均傳熱系數(shù)的計算公式為

量綱1化傳熱膜系數(shù)的計算公式為

1.3不確定度分析

不確定度分析采用Kline等[14]的方法。根據(jù)間接測量量的不確定度傳遞和計算方法，先假設

其中各變量相互獨立，各自不確定度為（δx1, δx2, δx3,···,δxn），則間接測量量y的不確定度及相對不確定度計算公式為

實驗測量中，管徑誤差0.02 mm，管長誤差1 mm，流量計精讀等級為1.5級，熱電偶誤差0.1℃，量筒誤差2 ml，秒表誤差1 s。熱通量的相對不確定度可結(jié)合式（1）和式（6）求得，管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)的相對不確定度可結(jié)合式（2）和式（6）求得。經(jīng)過誤差傳遞分析，得到熱通量和管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)的最大不確定度為1.6%和6%。

2　實驗結(jié)果與討論

為了檢驗本系統(tǒng)的準確性，將光管實驗結(jié)果與Herbert等[15]關聯(lián)式計算的結(jié)果進行對比。本實驗光管的傳熱溫差ΔT為2.87～9.5℃，由圖3可以看出實驗值與理論值相比較小。傳熱溫差為3.5℃時，最大實驗誤差達到21.61%，而傳熱溫差為9.5℃時，最大實驗誤差為13.14%。這主要是由于Herbert的實驗是管外電阻絲加熱的管內(nèi)降膜蒸發(fā)，這與本實驗殼程蒸汽加熱是有差別的。電阻絲加熱的換熱量通過功率換算，不考慮熱量損失。而蒸汽加熱的換熱量通過管程二次蒸汽的冷凝量來計算。因此，換熱量計算和加熱均勻性都會有一定的差別?？傮w來看，實驗值與理論值發(fā)展趨勢大致相同，平均誤差為±14.5%，表明實驗系統(tǒng)所測的結(jié)果可靠。

圖3　量綱1傳熱系數(shù)實驗值與理論值的比較Fig.3　Comparison of theoretical value and experimental value of dimensionless heat transfer coefficient

2.1液膜Reynolds數(shù)的影響

圖4反映了在液膜Reynolds數(shù)ReL為4500～15000時，多孔管（porous tube，PT）和光滑管（smooth tube，ST）的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)隨Reynolds數(shù)的變化曲線。隨著Reynolds數(shù)從4675增加到15586，各個條件下光管的蒸發(fā)傳熱系數(shù)不斷提高，最大達到40.7%，這與Liu等[16]、Fujita等[17]在對流區(qū)域的液膜蒸發(fā)換熱研究結(jié)論一致，當大于臨界Reynolds數(shù)以后，雖然液膜流量的增大使液膜厚度增加，但同時也加劇了湍流程度，導致有利因素大于不利因素，從而提高傳熱系數(shù)。而隨著流量的增加，各個條件下的多孔管管內(nèi)傳熱系數(shù)變化最大約8%。考慮管內(nèi)傳熱系數(shù)的最大不確定度為6%，可以認為多孔管管內(nèi)傳熱系數(shù)總體趨于平穩(wěn)。這主要是由于：一方面，多孔管表面的凹腔結(jié)構(gòu)可以提供更多的換熱面積，同時破壞了液膜邊界層的發(fā)展，降低了熱阻，成倍地提高傳熱系數(shù)。如圖4所示，在加熱蒸汽為115℃時，多孔管蒸發(fā)側(cè)傳熱系數(shù)穩(wěn)定在13200 W·m?2·℃?1附近，光管蒸發(fā)側(cè)傳熱系數(shù)最大為7520 W·m?2·℃?1。多孔管的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)約是光管的1.76倍。另一方面，多孔管表面有很多凹凸不平的小顆粒，使液流在很小的Reynolds數(shù)時就已經(jīng)進入湍流狀態(tài)。因而，即使繼續(xù)增大Reynolds數(shù)，湍流強化作用也并不明顯。

圖4　管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)與液膜Reynolds數(shù)的關系Fig.4　Relation between heat transfer coefficient and Reynolds number of PT and ST

2.2熱通量的影響

圖5、圖6表示在不同熱通量時，表面多孔管和光滑管的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)和總傳熱系數(shù)的變化。相同質(zhì)量流量條件下，多孔管的臨界熱負荷大于光管，管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)明顯大于光管。如圖5所示，質(zhì)量流量為0.44 kg·m?1·s?1時，多孔管的最小熱通量和最小管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)分別為31 kW·m?2和10464 W·m?2·℃?1，而光管為13.8 kW·m?2和3692 W·m?2·℃?1。這主要是因為多孔管表面利于料液均勻分布，液膜很薄，熱量可以很快達到氣液界面，使料液急速蒸發(fā)[18]。同時，多孔管表面可以提供更多的換熱面積，提高換熱能力。

圖5　管內(nèi)降膜系數(shù)與熱通量的關系Fig.5　Relation between heat transfer coefficient and heat flux of PT and ST

圖6　總傳熱系數(shù)與熱通量的關系Fig.6　Relation between overall heat transfer coefficient and heat flux of PT and ST

另一方面，可以看出隨著熱通量的增長，表面多孔管的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)迅速增加。質(zhì)量流量為0.88 kg·m?1·s?1，熱通量在36.18～85.75 kW·m?2范圍內(nèi)，多孔管的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)提高了34%。這主要是由于熱通量的增加引起壁溫升高，從而使液膜黏度降低，有利于傳熱。此外，隨著換熱量的增加，多孔層凹穴內(nèi)外也不斷進行液體質(zhì)量交換，加劇液膜擾動，從而強化了傳質(zhì)傳熱。

多孔管的強化效果的評價，首先對光滑管和多孔管的傳熱系數(shù)進行擬合。取實驗范圍下的熱通量q=40～60 kW·m?2，計算多孔管降膜傳熱系數(shù)（和總傳熱系數(shù)）與光滑管的比值。如在熱通量為52 kW·m?2時，光滑管和多孔管的降膜傳熱系數(shù)分別為5682.96 kW·m?2·℃?1和11507.36 W·m?2·℃?1，而總傳熱系數(shù)分別為3146.08和5591.04 W·m?2·℃?1。由比較數(shù)據(jù)可知：多孔管的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)是光管的2.03倍，總傳熱系數(shù)是光管的1.78倍，多孔管強化傳熱效果明顯。

2.3傳熱溫差的影響

圖7為多孔管和光管的熱通量與傳熱溫差的關系曲線。由圖可知，燒結(jié)性表面多孔管和光滑管的熱通量都隨傳熱溫差的增大而增大，且燒結(jié)型表面多孔管實驗點的上升趨勢均大于相同質(zhì)量流量的光管，說明表面多孔管對傳熱溫差的變化比光管更敏感。質(zhì)量流量為0.88 kg·m?1·s?1，傳熱溫差Tw?T 在2.87～6.77℃范圍內(nèi)時，多孔管的熱通量提高147%，說明傳熱溫差對多孔管管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)有重要影響。

實驗中多孔管可以有效降低傳熱溫差，但強化原因仍不清楚。如在熱通量為50 kW·m?2時，多孔管的傳熱溫差約為4.6℃，光滑管的傳熱溫差約為9.4℃，前者約為后者的1/2。參考羅森諾[19]沸騰傳熱計算式，這主要是因為多孔層可以提供穩(wěn)定的汽化核心，從而能夠在很小的傳熱溫差下沸騰[20]。此外，多孔管表面有很多顆粒，使邊界層不能充分發(fā)展，故邊界層薄。而光滑管在實驗條件下以表面蒸發(fā)為主，液膜的傳熱阻力是主要影響因素[21-22]。

圖7　熱通量與傳熱溫差的關系Fig.7　Relation between heat flux and temperature difference of PT and ST

此外，從圖8可以看出，即使在不同質(zhì)量流量條件下，隨著加熱蒸汽溫度的提高，強化傳熱因子ε（相同加熱蒸汽溫度下多孔管與光管的熱通量之比）都呈現(xiàn)減小趨勢，這與 Fagerholm等[1]的研究一致。如在質(zhì)量流量為0.66 kg·m?1·s?1時，106℃加熱蒸汽強化因子為2.49，而109℃加熱蒸汽強化因子為2.13。主要原因如下：首先，多孔管是一種強化沸騰傳熱的換熱管，能夠在較小的溫差下保持高效沸騰傳熱[23]。隨著傳熱溫差和熱通量的增大，氣泡脫離阻力不斷增大，產(chǎn)生的氣泡覆蓋在多孔層表面，熱阻增大，阻礙核態(tài)沸騰的進行。同時，會對多孔層孔穴中液體的補充產(chǎn)生阻礙，傳熱溫差越大，阻礙作用越明顯。

圖8　多孔管強化傳熱因子與加熱蒸汽溫度的關系Fig.8　Effect of steam heating temperature on factor of enhanced heat transfer

2.4特征關聯(lián)式

沈吟秋等[20]對多孔管進行了實驗研究，觀察到了沸騰現(xiàn)象，得到傳熱系數(shù)關聯(lián)式（7），表明降膜傳熱系數(shù)與熱通量q和液體周邊進料流量Γ有關。

經(jīng)過實驗發(fā)現(xiàn)，液體周邊進料流量Γ對多孔管傳熱系數(shù)影響不大，熱通量與傳熱溫差Tw?T有明顯的關系，因而特征關聯(lián)式可以整理為h+與Tw?T的函數(shù)

參考該關聯(lián)式，利用最小二乘法對實驗獲得的數(shù)據(jù)進行擬合，得到管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)關聯(lián)式（9）如下

此關聯(lián)式計算值與實驗值的關系如圖9所示，其平均誤差為3.25%，最大誤差為9.64%。其參數(shù)范圍：ReL=4500～15000，q=31～90 kW·m?2。

圖9　多孔管特征關聯(lián)式計算值與實驗值的比較Fig.9　Comparison of calculated value and experimental value of PT

2.5多孔管的強化機理分析

相比表2的強化方法，多孔管強化效果已達到領先水平。

表2　不同強化方法比較Table 2　Comparison of different enhanced methods

經(jīng)過分析，主要歸結(jié)于以下幾點[11,24]。

（1）多孔管的表面屬于一種內(nèi)凹型、內(nèi)部連通的多孔結(jié)構(gòu)，可在極小的溫差下實現(xiàn)核態(tài)沸騰，強化了降膜蒸發(fā)側(cè)的傳熱。

（2）實驗所用的表面多孔管具有較多的微孔，使液體沸騰主要發(fā)生在微孔內(nèi)而非管壁上，從而沸騰傳熱的真實面積遠大于光管表面積。

（3）多孔層表面液體分布更加均勻，消除壁面的局部過熱。此外，多孔層內(nèi)外的質(zhì)量交換加劇了液膜的擾動，強化了換熱管表面的傳熱傳質(zhì)的進行。

3　結(jié)　論

本實驗在常壓下以水為工質(zhì)，以紫銅為基體，以銅粉為燒結(jié)用金屬粉末，研究了1.7 m長燒結(jié)型表面多孔管的降膜傳熱性能，通過實驗觀察和結(jié)果分析，得到以下結(jié)論。

（1）液膜Reynolds數(shù)的提高對多孔管管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)影響不大，流體的湍動強化對光管的傳熱系數(shù)有較大提高。

（2）多孔管的管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)是光管的2.03倍，總傳熱系數(shù)是光管的1.78倍，強化效果明顯。

（3）多孔管人為提供了大量的理想汽化核心，使液體能夠在較小傳熱溫差時保持高效核態(tài)沸騰。相同熱通量條件下，多孔管的傳熱溫差約為光管的1/2。多孔管的強化傳熱因子隨著加熱蒸汽溫度的提高而減小，主要是因為熱通量過高時，氣泡脫離阻力不斷增大，阻礙核態(tài)沸騰，因此多孔管難以發(fā)揮強化作用。

（4）根據(jù)實驗數(shù)據(jù)關聯(lián)出多孔管管內(nèi)降膜傳熱系數(shù)關聯(lián)式，可供工程設計時參考。

符號說明

di——換熱管內(nèi)徑，mm

g ——重力加速度，m·s?2

h ——降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)，kW·m?2·℃?1

h+——量綱1化降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)

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DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20150614

中圖分類號：TK 124

文獻標志碼：A

文章編號：0438—1157（2016）02—0512—07

Corresponding author:Prof. XU Hong, hxu@ecust.edu.cn

Heat transfer experiment of falling-film evaporation in vertical porous tube

FAN Yongjian, XU Hong, XU Peng
(State Key Laboratory of Chemical Engineering, School of Mechanical and Power Engineering, East China University of Science and Technology, Shanghai 200237, China)

Abstract:This paper presents the effect of internal sintered porous tube on the falling-film evaporation heat transfer coefficients. The experiment was performed with a single-tube evaporator, using steam in the shell to heat water in the tube. The falling-film evaporation heat transfer coefficients were calculated under various conditions with heat flux from 13 kW·m?2to 90 kW·m?2, heat transfer temperature difference from 2.87℃ to 9.5℃, and liquid Reynolds number from 4500 to 15000. The experimental results with a smooth tube are compared to those with an internal sintered porous tube. The results show that the falling-film evaporation heat transfer coefficients of an internal sintered porous tube are 2.03 times that of smooth tube, while the overall heat transfer coefficients are 1.78 times. The enhancement effects for heat transfer of internal sintered porous tube are obvious.

Key words:sintered porous tube; falling-film evaporation; heat transfer coefficient; heat transfer enhancement