基于熱管傳熱的鹽水真空分離

高文忠，李長松，徐暢達(dá)，劉　婷

（上海海事大學(xué)商船學(xué)院，上海 201306）

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基于熱管傳熱的鹽水真空分離

高文忠，李長松，徐暢達(dá)，劉婷

（上海海事大學(xué)商船學(xué)院，上海 201306）

將熱管高效傳熱和高壓噴霧技術(shù)應(yīng)用于單級(jí)真空蒸發(fā)器，對(duì)含鹽量3%的人造海水進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明：熱管吸收40～80℃的低品位熱源熱量并以高熱通量傳遞給閃蒸后的液滴，能保持甚至提高液滴蒸發(fā)過程的過熱度，顯著增大水分離率；冷熱源溫度取代初始過熱度成為影響分離效果的主要因素，但要避免干壁現(xiàn)象；改變冷熱源溫度、初始過熱度及流量能實(shí)現(xiàn)對(duì)分離率的調(diào)節(jié)。該方法對(duì)低品位熱源在海水淡化工程中的有效利用、提升單位體積裝置淡水產(chǎn)量和制取濃鹽水均有重要參考價(jià)值。

蒸發(fā)；傳熱；溶液；分離

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20150920

在傳統(tǒng)真空閃蒸海水淡化裝置中，由于汽化部分的海水所需的相變潛熱完全來自剩余海水的顯熱，單級(jí)分離率僅有0.8%～1.4%。此外為保證海水回收率，必須采取循環(huán)加熱-閃蒸的方式，導(dǎo)致裝置的海水循環(huán)量大，泵功增加。

熱管是一種填充了適量工作介質(zhì)的真空密封容器，其熱導(dǎo)率超過任何一種已知的金屬，在熱回收領(lǐng)域的應(yīng)用得到廣泛應(yīng)用［4］。因此，為解決上述海水循環(huán)量大的問題，提升單級(jí)分離率，郭雪華［5］和楊茜［6］將重力熱管引入真空蒸發(fā)器：熱管熱端被發(fā)動(dòng)機(jī)缸套冷卻水加熱，海水經(jīng)布液器在熱管冷端表面降膜吸熱蒸發(fā)。該方法使單級(jí)分離率提高至8%～30%。

隨著分離率的提高，除淡水外，還能得到高濃度、高純度、高附加值的濃鹽水。有研究者將噴霧技術(shù)用于海水淡化后排放濃鹽水的深度處理［7-8］。其原理是將鹽水霧化到熱空氣中迅速蒸發(fā)，所產(chǎn)生的水蒸氣再被冷凝成淡水予以回收。由于工作在常壓下，為保證水分蒸發(fā)速率，所需熱空氣溫度在85～500℃［9］，因此難以利用更低品位余熱，能耗較高。

為了有效利用更低品位熱源，提高分離率，從而得到更多淡水和高濃鹽水，設(shè)計(jì)了一種利用40～80℃低品位熱源驅(qū)動(dòng)，將噴霧蒸發(fā)、真空閃蒸、熱管傳熱技術(shù)相結(jié)合的新型海水淡化方法，并采用該方法對(duì)含鹽量3%的人造海水進(jìn)行水分離試驗(yàn)。獲得主要影響參數(shù)與分離率、淡水產(chǎn)量、熱效率的相互作用規(guī)律，為海水深度淡化技術(shù)的發(fā)展提供方法借鑒和數(shù)據(jù)參考。

1　試驗(yàn)原理和方案

試驗(yàn)裝置包括蒸發(fā)室、冷凝室、原液罐、濃液罐4個(gè)腔體，原理如圖1所示。作為核心部件的蒸發(fā)室主要由上下盲板、熱管群與中間內(nèi)徑135 mm、高450 mm的鋼化玻璃筒組成。熱管群由18根10 mm×0.5 mm×400 mm（外徑×壁厚×長度）的熱管組成。

由于霧束截面為圓形，為充分接觸霧束，如圖2所示，熱管群采用正六邊形排布，其中包含一個(gè)排液孔。試驗(yàn)中熱管采用常用的水-銅介質(zhì)對(duì)。當(dāng)熱管內(nèi)壁面釆用金屬粉末毛細(xì)芯燒結(jié)方式后，其蒸發(fā)段和冷凝段分別表現(xiàn)出了強(qiáng)烈的親水性和疏水性，傳熱性能得到較大幅度提升，故采用燒結(jié)紫銅熱管［10］。熱管性能參數(shù)和熱管表面溫度（采用美國OMEGAT型熱電偶采集，精度±0.5℃）測點(diǎn)分布分別如表1和圖3所示。試驗(yàn)中的離心式霧化噴頭的孔徑為0.30 mm，在工作壓力30～50 kgf（294～490 N）時(shí)，流量為80～120 ml·min-1，霧點(diǎn)粒度為5～10 μm。

圖2　熱管布置Fig.2　HPs distribution on blind plate

圖3　熱管測溫點(diǎn)布置Fig.3　Thermocouple distribution on HP

表1　R熱管性能Table 1　Performance of HP

工作原理：高壓離心式噴嘴將經(jīng)過預(yù)熱的含鹽量3%的稀鹽溶液霧化為微細(xì)液滴后噴入真空蒸發(fā)室，過熱液滴因瞬間失壓而發(fā)生閃蒸，高比表面積使其閃蒸強(qiáng)度顯著提高，此過程分離出一部分水。閃蒸后液滴主體溫度迅速下降，在運(yùn)動(dòng)過程中接觸熱管冷端外表面，吸收大量熱量，水分進(jìn)一步快速分離，此過程中由1#加熱槽提供熱量來維持熱管溫度。產(chǎn)生的水蒸氣在蒸發(fā)室與冷凝室的壓差驅(qū)動(dòng)下，通過濾霧網(wǎng)，到達(dá)冷凝室被冷凝收集。

試驗(yàn)考查了溶液噴霧溫度Tp（℃）（初始過熱度Ts（℃））、噴霧流量Gp（ml·min-1）、1#加熱槽水溫即熱源溫度T（℃）、冷卻水溫度Tc（℃）、蒸發(fā)室壓力ps（kPa）對(duì)分離率η（%）、淡水產(chǎn)量M（kg·h-1·m-2）、熱效率ζ（%）、熱管功率P（W）的影響。蒸發(fā)室壓力受熱源溫度、冷卻水溫度、鹽溶液中不凝氣體等多個(gè)因素決定，較難單獨(dú)控制。分離率η為冷凝水質(zhì)量和稀溶液質(zhì)量的比值，淡水產(chǎn)量M由每小時(shí)每平方米蒸發(fā)室盲板的淡水產(chǎn)量表示，熱效率ζ為制淡水所需的理論能量與系統(tǒng)實(shí)際總能耗（高溫槽能耗及泵功，通過電量表測得，其中泵功可忽略）的比值，熱管功率則通過熱平衡計(jì)算得出。試驗(yàn)工況見表2。

2　結(jié)果和討論

2.1溶液噴霧流量的影響

溶液噴霧流量對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象的影響如圖4所示。如圖4（a）～（c）所示，液滴與熱管冷端接觸后匯聚滑落，當(dāng)冷端平均壁溫高于60℃時(shí)液滴接觸管壁后水分幾乎全部蒸發(fā)，無匯聚滑落現(xiàn)象；當(dāng)噴霧流量較低或冷端壁溫較高時(shí)，液滴在流動(dòng)過程中會(huì)快速變小直至蒸干，產(chǎn)生局部干壁現(xiàn)象［11-12］，此時(shí)鹽分會(huì)在干壁析出而結(jié)垢［工況2，圖4（e）］；當(dāng)增大噴霧流量時(shí)，這些干壁點(diǎn)可被重新濕潤［工況1，圖4（d）］，但如果繼續(xù)提高熱源溫度，壁面上就會(huì)形成永久性的干壁區(qū)域［13］［工況3，圖4（f）］，壁面會(huì)因過熱而結(jié)垢，結(jié)垢層熱阻會(huì)使干壁區(qū)域的傳熱性能大為惡化。因此要控制噴霧流量和熱源溫度，避免干壁現(xiàn)象。相較于文獻(xiàn)［5-6］中的降膜蒸發(fā)方式，本方案通過噴霧方式能使管壁外液膜層更薄，傳熱系數(shù)更大，具有更好的蒸發(fā)效果。

表2　R試驗(yàn)工況Table 2　Experimental operating conditions

圖4　熱管表面現(xiàn)象Fig.4　Phenomena on HP wall

圖5為工況4時(shí)溶液噴霧流量與分離率的關(guān)系，可以看到：熱源溫度升至45℃前，不同流量下分離率十分接近；升至70℃前流量越小，分離率增長越快；繼續(xù)升至80℃，不同流量下分離率均趨于平緩。依據(jù)噴霧流量和熱源溫度的不同，分離率在5%～65%之間。值得注意的是，當(dāng)熱源溫度高于60℃后，單獨(dú)改變噴霧流量，可實(shí)現(xiàn)對(duì)分離率在15%左右范圍內(nèi)的調(diào)節(jié)。理論上當(dāng)噴霧流量和熱源溫度范圍分別為50～120 ml·min-1和40～100℃，或者在濃鹽水出口設(shè)置水泵將濃鹽水重新引入高壓泵，實(shí)現(xiàn)濃溶液循環(huán)噴霧［14］，新方案可實(shí)現(xiàn)和調(diào)節(jié)高于65%的分離率。

圖5　噴霧流量與分離率的關(guān)系Fig.5　Separation rate with different spray flow

工況4時(shí)溶液噴霧流量對(duì)熱管功率的影響如圖6所示：熱源溫度升至70℃前，不同噴霧流量下熱管功率近乎線性增加，然后趨于平緩；不同熱源溫度下，噴霧流量越大，熱管功率越大。這是因?yàn)閲婌F流量越大，對(duì)應(yīng)的噴霧壓力越高，液滴粒徑更小、數(shù)量更多、流動(dòng)更劇烈，在管壁保持潤濕的同時(shí)液膜層更薄，強(qiáng)化了換熱，所以蒸發(fā)量增加。為更好地發(fā)揮熱管性能，提高淡水產(chǎn)量，其余試驗(yàn)選取噴霧流量均為120 ml·min-1。

圖6　噴霧流量與熱管功率的關(guān)系Fig.6　HP power with different spray flow

2.2溶液噴霧溫度（初始過熱度）的影響

過熱度是液體閃蒸的必要條件，一般來說過熱度越高，發(fā)生閃蒸的溶液越多，因此有必要探究噴霧溫度即過熱度的影響。為與前人的研究結(jié)果作比較，首先研究了無熱源即1#加熱槽不供熱水時(shí)，溶液噴霧溫度的影響，此時(shí)對(duì)應(yīng)工況5。

由圖7可知，分離率的試驗(yàn)值在理論值附近波動(dòng)，均值略低于理論值0.2%，與印度學(xué)者M(jìn)uthunayagam等［15］的試驗(yàn)結(jié)果基本一致。這是因?yàn)椴荒龤怏w及冷卻水溫度均對(duì)壓力產(chǎn)生影響，導(dǎo)致閃蒸壓力不足夠穩(wěn)定，實(shí)際壓力在3.05～3.25 kPa之間波動(dòng)，實(shí)際過熱度有±0.5℃的偏差。另外，由于保溫材料性能的限制，也會(huì)有部分蒸汽凝結(jié)在蒸發(fā)室內(nèi)壁或者管道中，致使分離率偏低。

圖7　分離率與過熱度的關(guān)系Fig.7　Degree of superheat vs separation rate

試驗(yàn)中蒸發(fā)室壓力在3～5 kPa，幾乎接近真空，可以忽略微細(xì)液滴與蒸發(fā)室內(nèi)空氣之間的對(duì)流換熱，換熱僅發(fā)生在液滴內(nèi)部，即由于壓力突然降低，外表面水分快速汽化，吸收剩余部分溶液顯熱，致其溫度迅速下降。所以即使過熱度為45℃的溶液噴入后，最終排液的過熱度也僅有0.5℃，即閃蒸時(shí)氣液兩相的不平衡溫差為0.5℃，致使分離率偏小0.08%，這在分離率不高時(shí)不能忽略。邵福喜［16］研究了大容器池內(nèi)閃蒸過程中過熱度對(duì)不平衡溫差的影響，發(fā)現(xiàn)過熱度從1.05℃增加到6.25℃的過程中，不平衡溫差從0.05℃升高到1.45℃。相同過熱度下本文不平衡溫差更小，這是由于新方案在閃蒸前對(duì)溶液進(jìn)行充分霧化，使得閃蒸過程更加充分。

當(dāng)熱源溫度為45和75℃時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果如圖8、圖9所示，分別對(duì)應(yīng)工況6和工況7。

圖8　T=45℃分離率與過熱度的關(guān)系Fig.8　Degree of superheat vs separation rate at 45℃

可以看出，與無熱源相比，分離率均有顯著增長，平均增長15.8%和48.6%；試驗(yàn)值在理論值附近波動(dòng)變大，均值略低于理論值0.4%左右；不平衡溫差更高，達(dá)到0.5～2℃。這是由于盲板會(huì)不可避免地吸收熱管熱量，排液受到加熱，溫度升高。需要特別指出的是由于分離率高，閃蒸后余下的濃溶液質(zhì)量減小明顯，會(huì)削弱不平衡溫差對(duì)分離率的負(fù)面影響。

圖9　T=75℃分離率與過熱度的關(guān)系Fig.9　Degree of superheat vs separation rate at 75℃

2.3熱源溫度和冷卻水溫度的綜合影響

閃蒸后液滴熱量的再獲取，主要依靠和熱管冷端外表面的換熱來實(shí)現(xiàn)，而水蒸氣及時(shí)快速地凝結(jié)，則保證了閃蒸過程壓力的穩(wěn)定，因此冷熱源溫度是影響溶液中水分分離的核心因素，試驗(yàn)結(jié)果如圖10～圖14所示，對(duì)應(yīng)于工況8。

可以看出，相同冷凝溫度下，隨著熱源溫度的升高，分離率基本呈線性升高，而后趨于平緩（圖10）；閃蒸壓力升高了0.5～1.1 kPa（圖11）；熱效率快速增加后緩慢減小，總體范圍在0.73～0.95之間（圖12）；熱管兩端溫差逐漸增大，呈現(xiàn)兩頭高中間低的趨勢（圖13）。相同熱源溫度下，冷卻水溫度越高，分離率和熱效率越低（圖10、圖12），閃蒸壓力越高（圖11）。

圖10　分離率曲線Fig.10　Separation rate with different cooling temperature

圖11　蒸發(fā)室壓力曲線Fig.11　Evaporator pressure curves with different cooling temperature

圖12　熱效率曲線Fig.12　Thermal efficiency curves with different cooling temperature

采用熱管后蒸發(fā)器盲板的最大熱通量達(dá)到32 W·cm-2，相較于文獻(xiàn)［14］中采用低溫蒸餾-噴霧蒸發(fā)集成工藝獲得的5 kg·h-1·m-2蒸發(fā)室淡水產(chǎn)量，本文的新方法將其提升了兩個(gè)數(shù)量級(jí)，最大為330 kg·h-1·m-2（圖14），意味著相同淡水產(chǎn)量下能大幅縮小蒸發(fā)器體積。

圖10中分離率的增長趨于平緩，是由于熱源溫度高于70℃后：1#加熱槽功率達(dá)到最大；冷卻水進(jìn)出口溫差達(dá)3.7℃，冷凝功率接近設(shè)計(jì)值2.4 kW；熱管兩端傳熱溫差達(dá)18℃，熱管功率為100～140 W，接近熱管的攜帶極限［17-18］，此時(shí)水分蒸發(fā)速率接近設(shè)計(jì)值60 g·min-1。

圖13　不同熱源溫度下熱管表面溫度分布Fig.13　HP surface temperature distribution with different heat source temperature

圖14　淡水產(chǎn)量曲線Fig.14　Freshwater yield with different cooling temperature

圖10中冷凝溫度越低，分離率越高，是因?yàn)榕c30℃的冷卻水相比，使用15℃的冷卻水時(shí)：閃蒸平衡壓力從7 kPa降至2.5 kPa（圖11），提升了閃蒸初始過熱度；閃蒸后水蒸氣溫度更低，密度從0.03 kg·m-3減至0.013 kg·m-3，閃蒸室內(nèi)蒸汽截面平均流速增加，從而強(qiáng)化了液滴與熱管表面的換熱，也使液滴更易與熱管群碰撞接觸，充分潤濕熱管壁面。對(duì)于工況8，改變冷熱源溫度，能實(shí)現(xiàn)對(duì)分離率從6%至48%的調(diào)節(jié)。

系統(tǒng)總能耗包括制淡水所需能耗和裝置對(duì)外散熱量，當(dāng)熱源溫度增加時(shí)，散熱量在總能耗中所占比重由大變小再變大，故圖12中熱效率存在最大值。

圖13中1#測溫點(diǎn)由于離閃蒸后溫度驟降的液滴最近，故所測熱管溫度最低，偏低于真實(shí)值。3#測溫點(diǎn)位于蒸發(fā)室熱管根部，受低溫濃溶液冷卻作用，測量值偏低于真實(shí)值。因此熱管外表面溫度分布呈現(xiàn)兩端高中間低的趨勢。試驗(yàn)中熱管兩端溫差范圍為4.8～14.6℃，對(duì)應(yīng)的熱管功率為16～130 W。即在高導(dǎo)熱功率下，熱管兩端溫差會(huì)明顯增加，這與文獻(xiàn)［19］結(jié)論基本一致，其采用1 m長燒結(jié)紫銅熱管在導(dǎo)熱功率132 W時(shí)熱管兩端溫差高達(dá)20℃。

3　結(jié)　論

提出一種結(jié)合熱管和噴霧閃蒸技術(shù)的鹽水分離新方案。相較于傳統(tǒng)單級(jí)閃蒸器，新方案使水分離率從5%躍升至48%，且裝置緊湊，能利用低至40℃的低品位熱源。該方案對(duì)更低品位熱源的有效利用、提升單位體積裝置淡水產(chǎn)量和制取高濃鹽水有重要意義，得到的主要結(jié)論如下。

（1）隨過熱度的增加，由于閃蒸壓力的波動(dòng)、保溫材料性能的限制以及不平衡溫差的存在實(shí)際分離率均值均小于理論值。

（2）熱源溫度是淡水產(chǎn)量的決定因素。熱源溫度越高，熱管冷端溫度越高，液滴獲得的熱量越多，水分蒸發(fā)越快。經(jīng)霧化后，熱管外壁水膜層更薄，強(qiáng)化了換熱，但應(yīng)避免出現(xiàn)永久干壁從而導(dǎo)致傳熱惡化。

（3）冷卻水溫度是影響淡水產(chǎn)量的重要因素。降低冷卻水溫度能降低閃蒸平衡壓力，使水蒸氣溫度更低，從而增大溶液初始過熱度和蒸汽流速，強(qiáng)化了換熱，使分離率提高。

（4）改變冷熱源溫度、初始過熱度及流量，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)分離率的調(diào)節(jié)。

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Heat pipe-based experimental study on water separation process in vacuum evaporator

GAO Wenzhong， LI Changsong， XU Changda， LIU Ting
（Merchant Marine College， Shanghai Maritime University， Shanghai 201306， China）

Based on the remarkable heat transfer performance of heat pipe （HP） and great specific surface area of small diameter droplets， HP and spray technologies are used in a novel single stage vacuum evaporator. And man-made seawater with 3% saltness is tested. Parameters affecting the performance such as temperature of cold source and heat source， spray temperature and spray flow are investigated. The result shows that the maximum heat flux of evaporator bland plate is 32 W·cm-2. HPs absorb energy from low grade heat source between 40 to 80℃， and then transfer the energy to the droplets already flashed to keep or even increase the degree of superheat while evaporate. Thus， this method can significantly improve the water separation rate （quality of condensed water/quality of dilute solution ×100%）. The initial superheat degree is replaced by temperature of cold source and heat source as the major factor on separating effect. The control of separation rate can be realized through adjusting the parameters. Therefore， this method has important implications for effective utilization of lower grade heat source， gaining brine and promoting the fresh water production unit volume and adaptability to variable load in desalination project.

evaporation； heat transfer； solution； separation

引　言

作為核心的海水淡化技術(shù)之一，基于熱法的淡化方式主要有多級(jí)閃蒸和低溫多效蒸餾，前者多以120℃左右的蒸汽驅(qū)動(dòng)［1］，后者最高蒸發(fā)溫度雖低于70℃，但其驅(qū)動(dòng)源一般為高壓蒸汽，且因操作溫度低導(dǎo)致熱效率不高［2-3］。隨著能源及環(huán)境壓力的加大，海水淡化產(chǎn)業(yè)對(duì)降低能耗和減少濃水排放的要求也在逐步提高。開發(fā)一種可以利用廢棄能源或可再生能源，并且具有高回收率、濃縮率的海水淡化技術(shù)已日趨緊迫。

date： 2015-06-12.

GAO Wenzhong， wzgao@shmtu.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China （50976064） and the Natural Science Foundation of Shanghai（16ZR1414700）.

TP 273

A

0438—1157（2016）05—1965—08

2015-06-12收到初稿，2016-01-13收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：高文忠（1978—），男，副教授。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（50976064）；上海市自然科學(xué)基金項(xiàng)目（16ZR1414700）。