徐委托，馬曉建，2，馬力，陳俊英，2，楊閃，張芬芬

（1鄭州大學(xué)化工與能源學(xué)院，河南 鄭州 450001；2生物質(zhì)煉制技術(shù)與裝備河南省工程實(shí)驗(yàn)室，河南鄭州 450001）

脂肪酸甲酯降膜蒸發(fā)器沸騰傳熱性能

徐委托1，馬曉建1，2，馬力1，陳俊英1，2，楊閃1，張芬芬1

（1鄭州大學(xué)化工與能源學(xué)院，河南 鄭州 450001；2生物質(zhì)煉制技術(shù)與裝備河南省工程實(shí)驗(yàn)室，河南鄭州 450001）

利用傳統(tǒng)的多管排列式蒸發(fā)器對(duì)高黏度、易結(jié)垢的混合物進(jìn)行蒸發(fā)，容易造成布液器堵塞，且結(jié)垢后的傳熱管難以清理。因此根據(jù)物料特性，本文設(shè)計(jì)了一種新型的降膜蒸發(fā)器，采用大降液孔加傾斜環(huán)板進(jìn)行布膜，利用內(nèi)徑較大的錐筒作為傳熱壁面，并以粗甲酯作為試驗(yàn)工質(zhì)對(duì)蒸發(fā)器的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)器筒體半錐度角、液膜流動(dòng)雷諾數(shù)以及輸入熱通量之間的關(guān)系進(jìn)行了試驗(yàn)研究。結(jié)果表明：該型蒸發(fā)器對(duì)于上述工質(zhì)具有較好的適用性，蒸發(fā)系統(tǒng)能夠在保持較高的傳熱系數(shù)的條件下，連續(xù)運(yùn)行而不發(fā)生堵塞；蒸發(fā)器筒體錐度角有效地強(qiáng)化了降膜蒸發(fā)傳熱過程，而較大的熱通量及進(jìn)料流量在一定程度上卻不利于蒸發(fā)傳熱。最后建立了降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)器筒體半錐角和流動(dòng)準(zhǔn)數(shù)之間的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。

脂肪酸甲酯；降膜蒸發(fā)器；沸騰傳熱系數(shù)

脂肪酸甲酯又稱生物柴油，是由動(dòng)植物油脂與甲醇通過交酯化反應(yīng)而生成的，同時(shí)也是一種能夠部分替代石化柴油的新型燃料。脂肪酸甲酯具有較好的燃燒性能、潤(rùn)滑性能、環(huán)境友好性、可再生性并且能夠和石化柴油以任意比例互溶混合等優(yōu)點(diǎn)，被世界各國(guó)視為較有發(fā)展?jié)摿Φ囊环N新型綠色能源［1-2］。工業(yè)上生產(chǎn)生物柴油主要利用廢棄的油脂為原料，以酸、堿催化其與甲醇反應(yīng)得到粗甲酯，再利用減壓分餾工藝得到精制脂肪酸甲酯。

利用酸化油生產(chǎn)的粗甲酯是一種沸點(diǎn)高（常壓下）、黏度高、易結(jié)垢、雜質(zhì)含量較多的混合物，針對(duì)該類物質(zhì)的物性可選用刮板式和降膜式蒸發(fā)器在高真空環(huán)境下進(jìn)行蒸發(fā)再沸。但刮板式蒸發(fā)器屬于動(dòng)設(shè)備結(jié)構(gòu)復(fù)雜、制造加工工藝要求較高，且在高真空環(huán)境下密封難度大、成本高，相比同等環(huán)境下的靜設(shè)備使用壽命短。而降膜式蒸發(fā)器與刮板式蒸發(fā)器工作方式相似，都是促使介質(zhì)以流動(dòng)液膜的形式沸騰蒸發(fā)，傳熱效率高，蒸發(fā)速度快，物料停留時(shí)間短，無靜液柱壓差，有效溫差損失小且沒有運(yùn)動(dòng)部件，因此本文選用降膜式蒸發(fā)器進(jìn)行試驗(yàn)研究。

衡量降膜蒸發(fā)器傳熱性能最重要的指標(biāo)為管內(nèi)降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)，也是在蒸發(fā)器工程設(shè)計(jì)中需要被估算的關(guān)鍵參數(shù)。很多學(xué)者對(duì)降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)及理論模擬研究［4-6］，為了便于機(jī)理性計(jì)算和推導(dǎo)，大多采用單根垂直降液管以純水作為試驗(yàn)工質(zhì)進(jìn)行研究，但針對(duì)工業(yè)生產(chǎn)中經(jīng)常使用的混合物和成套蒸發(fā)設(shè)備的研究較少。不僅混合物內(nèi)的熱、質(zhì)傳遞過程與純組分有很大的差別，而單管和工程中應(yīng)用的降膜蒸發(fā)器的傳熱性能更是截然不同，因此本試驗(yàn)利用帶有一定錐度角的新型蒸發(fā)器來研究混合物在中試規(guī)模的蒸發(fā)系統(tǒng)內(nèi)的沸騰傳熱過程更具有實(shí)際意義。

1　沸騰傳熱基本原理

一般而言，影響傳熱系數(shù)的主要因素如下：液體的動(dòng)力黏度、密度、表面張力等；熱通量或者溫差、沸騰溫度或者壓力、比質(zhì)量流率；加熱壁面的幾何及機(jī)械特性，如表面粗糙度等。沸騰傳熱也不例外，其傳熱系數(shù)的大小主要取決于蒸發(fā)器的類型和配置（降膜或升膜蒸發(fā)器），用于降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù) h估算的公式隨蒸發(fā)機(jī)制（池沸騰或者降膜流動(dòng)）而改變。沸騰蒸發(fā)機(jī)理主要分為非核態(tài)沸騰和核態(tài)沸騰兩種。非核態(tài)沸騰發(fā)生在傳熱溫差較小的情況下，對(duì)純水來說其臨界溫差為10℃。這種狀態(tài)下，蒸發(fā)過程主要發(fā)生在氣液接觸表面，傳熱系數(shù)主要與流體的流型有關(guān)，與熱通量或傳熱溫差無關(guān)。

根據(jù)降膜流動(dòng)雷諾數(shù)及臨界降膜雷諾數(shù)的定義［13-14］，在非核態(tài)沸騰狀態(tài)下，流體主要有層流和湍流兩種流動(dòng)型式：當(dāng)雷諾數(shù)小于臨界雷諾數(shù)時(shí)，降膜流動(dòng)為層流狀態(tài)，傳熱系數(shù)隨流體質(zhì)量流率的增大而減??；當(dāng)雷諾數(shù)大于臨界雷諾數(shù)時(shí)，由于流體黏度較低或者質(zhì)量流率較大，降膜流體進(jìn)入湍流流動(dòng)狀態(tài)，降膜流動(dòng)劇烈，傳熱系數(shù)隨雷諾數(shù)的增大而增大。

隨著熱通量或傳熱溫差的增大，液體開始進(jìn)入核態(tài)沸騰狀態(tài)，氣泡在固體傳熱表面的成核點(diǎn)生成并脫離，穿過液膜層進(jìn)入蒸氣空間。在核態(tài)沸騰狀態(tài)下，傳熱溫差在一定范圍內(nèi)時(shí)，傳熱系數(shù)隨熱通量的增大而增大。而后再進(jìn)一步增大溫差會(huì)造成液膜的劇烈沸騰，使得液膜流動(dòng)的均勻性遭到破壞，有效傳熱面積減小，傳熱系數(shù)急劇減小。

2　試驗(yàn)裝置

2.1 降膜蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)

傳統(tǒng)多管排列豎直管降膜蒸發(fā)器實(shí)質(zhì)上是一個(gè)管殼式換熱器，通常采用布液器來形成初始布膜。為保證成膜效果，布液器內(nèi)流體通過的空間較小，對(duì)于雜質(zhì)較多、黏度較大的粗甲酯，易造成堵塞；且由于傳熱管管徑較小、排列緊密、通常被管板或布液器封閉，當(dāng)管壁結(jié)垢后難以清理，不適用于粗甲酯的再沸。

本文作者課題組設(shè)計(jì)了一種新型降膜蒸發(fā)器，采用大布液孔及環(huán)板進(jìn)行初始布膜，如圖1所示。將單根小直徑降液管放大，將具有一定傾角的錐面作為降膜蒸發(fā)壁面。該蒸發(fā)器的優(yōu)點(diǎn)如下：①可避免小縫隙布膜出現(xiàn)的堵塞現(xiàn)象；②物料從布液管流到布液環(huán)板面上時(shí)會(huì)形成初始布膜，在傳熱筒壁上的成膜效果會(huì)更好；③物料在傾斜環(huán)板面上屬于自由降液流動(dòng)且板長(zhǎng)較?。?0mm），因此流動(dòng)阻力很小，基本可以忽略不計(jì)；④不易出現(xiàn)“干壁”現(xiàn)象，能夠有效減慢結(jié)垢速率；⑤形成的氣泡更容易從液膜內(nèi)脫離，避免因液膜內(nèi)氣泡的大量滯留而增大熱阻，傳熱效果更好；⑥相對(duì)于多管排列式降膜式蒸發(fā)器便于清洗。但其缺點(diǎn)是單位體積的傳熱面積較小。

筒體錐角的變化是本試驗(yàn)考慮的主要因素之一，筒體錐角大小不僅對(duì)蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)尺寸有影響，而且對(duì)于單位時(shí)間的物料處理量也有很大關(guān)系。物料自身所受重力是其沿壁面降膜流動(dòng)的動(dòng)力之一，錐度角越大，沿流動(dòng)方向的分力越??；相應(yīng)表現(xiàn)出單位時(shí)間處理量的減小，筒體半錐角為90°時(shí)，變成水平板，池沸騰蒸發(fā)。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)分析，共設(shè)計(jì)了4個(gè)半錐角分別為0°、1°、3°、7°的蒸發(fā)器筒體進(jìn)行試驗(yàn)，筒體內(nèi)徑為 400mm，蒸發(fā)器高度為1150mm，如圖2、圖3所示。

2.2 試驗(yàn)流程

本試驗(yàn)搭建了中試規(guī)模的降膜蒸發(fā)系統(tǒng)，對(duì)脂肪酸甲酯沸騰蒸發(fā)傳熱系數(shù)進(jìn)行估值，流程如圖 4所示。粗甲酯儲(chǔ)罐中設(shè)有帶控溫裝置的電加熱組件，以保證試驗(yàn)過程中進(jìn)料溫度始終恒定。試驗(yàn)工質(zhì)以沸點(diǎn)溫度通過高溫齒輪泵輸入液體分布器，經(jīng)其初始布膜后沿蒸發(fā)器內(nèi)壁面以液膜的形式向下流動(dòng)，并吸收傳熱壁面熱量沸騰蒸發(fā)，甲酯蒸氣經(jīng)蒸發(fā)器上部接管進(jìn)入冷凝器，經(jīng)冷凝器冷凝后進(jìn)入粗甲酯儲(chǔ)罐與試驗(yàn)工質(zhì)混合，以保證試驗(yàn)過程中工質(zhì)的物性參數(shù)恒定。物料的比質(zhì)量流率通過可變轉(zhuǎn)速的容積泵及改變截止閥開度進(jìn)行調(diào)節(jié)。蒸發(fā)液體溫度由安裝于進(jìn)料管和乏液出料管上的熱電偶溫度計(jì)進(jìn)行測(cè)量，所測(cè)溫度差不超過0.5℃。傳熱面由包圍于筒壁外的輸入電壓可調(diào)的電加熱帶進(jìn)行加熱，以保證熱通量的值可以在 0～12kW/m2之間任意調(diào)節(jié)。壁溫由4個(gè)與溫度采集系統(tǒng)相連的熱電偶溫度計(jì)測(cè)量，測(cè)溫組件的安裝方式如圖4所示，溫度計(jì)接管規(guī)格為φ6mm×1mm的不銹鋼薄壁管，為保證熱電偶測(cè)點(diǎn)與筒壁接觸良好，將不銹鋼圓管壓制成長(zhǎng)短軸比為 3∶2的橢圓管，焊接于挖有凹槽的筒壁上，蒸發(fā)器筒壁厚為2mm，凹槽深為1mm，如圖5所示。

蒸發(fā)系統(tǒng)在高真空環(huán)境（絕對(duì)壓力1kPa）下進(jìn)行工作，以盡量降低甲酯的蒸發(fā)溫度，保證試驗(yàn)安全進(jìn)行。由一臺(tái)旋片式真空泵持續(xù)工作保證系統(tǒng)的真空度維持不變，不凝氣體由真空泵從冷凝甲酯儲(chǔ)罐的上部抽出，泵前設(shè)置緩沖罐對(duì)真空泵進(jìn)行保護(hù)。一次試驗(yàn)所必需的工質(zhì)體積為60L，且可以多次重復(fù)使用。

圖2　筒體半錐角α=0°的蒸發(fā)器簡(jiǎn)圖

圖3　筒體半錐角α=3°的蒸發(fā)器簡(jiǎn)圖

圖4　降膜蒸發(fā)試驗(yàn)系統(tǒng)圖

2.3 試驗(yàn)原理

由于試驗(yàn)設(shè)備的散熱面積較大，試驗(yàn)溫度較高，試驗(yàn)過程中的散熱量非常大，其經(jīng)驗(yàn)計(jì)算值約為5kW，因此電加熱帶的設(shè)計(jì)輸入功率（12kW）應(yīng)遠(yuǎn)大于物料蒸發(fā)的吸熱量（設(shè)計(jì)值為 4kW），以保證供熱。物料以沸點(diǎn)溫度（實(shí)測(cè) 190℃）進(jìn)入蒸發(fā)器吸熱蒸發(fā)，因此由筒壁到液膜的傳熱量以冷凝精甲酯蒸發(fā)所需要的潛熱進(jìn)行計(jì)算，其計(jì)算式如式（1）所示。試驗(yàn)過程中設(shè)定的傳熱溫差為13℃（大于純水核態(tài)沸騰時(shí)的臨界溫差），且物料的雜質(zhì)含量較大，其沸騰蒸發(fā)的內(nèi)部成核點(diǎn)較多，物料發(fā)生核態(tài)沸騰的臨界溫度較小。且由于傳熱柱面（錐面）的內(nèi)徑較大，為保證料液能夠成膜流動(dòng)的最小流量較大，降膜流動(dòng)雷諾數(shù)較高，因此整個(gè)試驗(yàn)過程主要集中在對(duì)湍流下降液膜狀態(tài)下的沸騰蒸發(fā)傳熱系數(shù)進(jìn)行研究，其計(jì)算模型如式（1）～式（3）。

圖5　溫度計(jì)接管焊接示意圖

式中，Qw為降膜側(cè)總傳熱量，W；Glv為精甲酯流量，m3/h；ρl為精甲酯密度，kg/m3；hL為蒸發(fā)液膜側(cè)傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；γ為平均汽化潛熱，kJ/kg；wT?為測(cè)量壁溫的平均值，℃；Tsat為物料的飽和溫度，℃。

甲酯蒸氣采用套管式冷凝器冷凝，傳熱面積為0.4m2，遠(yuǎn)大于其工藝設(shè)計(jì)計(jì)算的傳熱面積（0.063m2），以保證甲酯蒸氣能夠完全冷凝，冷凝精甲酯流量采用金屬轉(zhuǎn)子流量計(jì)測(cè)量。

蒸發(fā)器壁溫由安裝于筒壁上的4個(gè)熱電偶進(jìn)行測(cè)量，求其平均值，且每組試驗(yàn)都經(jīng)至少兩次驗(yàn)證，以保證測(cè)量數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確度。

將液膜側(cè)傳熱系數(shù)hL量綱歸一化可得式（4）［7］。

式中，h*為量綱為1降膜傳熱系數(shù)；μl為物料的動(dòng)力黏度，Pa·s；λl為物料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。

降膜流動(dòng)的雷諾數(shù)利用式（5）進(jìn)行定義。

式中，Γ為流體的線質(zhì)量流率，kg/（m·h）；Gm為流體的質(zhì)量流量，kg/h；Di為筒體內(nèi)徑，m。

3　試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 蒸發(fā)器筒體錐度角對(duì)最小成膜流量的影響

對(duì)于不同形式的布膜器和成膜面，保證物料均勻成膜的流量范圍是不同的，因此在進(jìn)行降膜蒸發(fā)傳熱試驗(yàn)前，需對(duì)蒸發(fā)器的最佳成膜流量范圍進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)定。

其具體操作步驟為：將蒸發(fā)器上封頭拆掉，在常壓下，通過觀察不同溫度下不同流量的物料在布液器和蒸發(fā)器內(nèi)壁上的液膜流動(dòng)狀態(tài)來判斷其最佳成膜流量范圍，結(jié)果如圖6所示。對(duì)于固定傾角的蒸發(fā)器，隨著蒸發(fā)物料溫度的升高，由室溫升高到蒸發(fā)溫度 190℃，由于物料的黏度逐漸變小，保證物料成膜流動(dòng)的最小流量逐漸變小。而對(duì)于不同錐度角的蒸發(fā)器，在無蒸發(fā)的情況下觀察物料沿其壁面降膜流動(dòng)的狀態(tài)，隨著蒸發(fā)器筒體錐度角的增大，沿蒸發(fā)器筒體軸向向下，筒體橫截面上單位周長(zhǎng)的物料質(zhì)量流率越來越大，因此保證物料成膜流動(dòng)的最小流量逐漸變小。

3.2 熱通量對(duì)蒸發(fā)器傳熱性能的影響

圖7為筒體錐度角分別為0°和7°的蒸發(fā)器在恒定進(jìn)料流量下傳熱系數(shù)隨熱通量的變化趨勢(shì)圖。隨熱通量的增大，蒸發(fā)器降膜傳熱系數(shù)呈現(xiàn)出初期緩慢增大然后迅速減小的趨勢(shì)。這主要是因?yàn)榻的ふ舭l(fā)在湍流狀態(tài)下進(jìn)行，較大的熱通量使得物料沸騰蒸發(fā)加劇，蒸發(fā)量增大，產(chǎn)生大量的氣泡從液膜中析出，導(dǎo)致液膜流動(dòng)的均勻性遭到破壞，蒸發(fā)工質(zhì)與傳熱面的有效接觸面積減小，因此傳熱膜系數(shù)迅速減小。

3.3 蒸發(fā)器筒體錐度角對(duì)傳熱系數(shù)的影響

圖8所示為傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)器筒體錐度角（α）之間的變化關(guān)系。由此可知，降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨α的增大而逐漸增大。在該單因素試驗(yàn)中，由于流體物性、輸入熱通量及流動(dòng)雷諾數(shù)都是恒定值，因此可以推斷，是蒸發(fā)器筒體錐度角的存在更好地保證了液膜在整個(gè)傳熱壁面上流動(dòng)的均勻性，強(qiáng)化了傳熱效能，提高了傳熱系數(shù)。其理論分析原因如下：由于甲酯在沿壁面降膜流動(dòng)過程中吸熱蒸發(fā)，使得沿其流動(dòng)方向上的筒體橫截面上單位周長(zhǎng)的物料的質(zhì)量流率逐漸減小，而錐度角的存在使得該截面所需的最小成膜流率也相應(yīng)地減小，從而可以保證液膜仍分布均勻；由于α的存在，在筒體壁面上部被氣泡所帶出的物料液滴可以再次回落到傳熱面上吸熱蒸發(fā)；且沸騰產(chǎn)生的氣泡容易分離，不會(huì)聚集成面將液膜與傳熱壁面隔離開。

圖6　最小成膜流量與筒體半錐角的關(guān)系

圖7　傳熱系數(shù)與熱通量之間的關(guān)系

圖8　傳熱系數(shù)與蒸發(fā)器筒體錐度角之間的關(guān)系

但較大的筒體錐度使得錐筒下端的截面直徑越來越小，單位周長(zhǎng)的流體質(zhì)量流率越來越大，液膜厚度較大，增大了傳熱熱阻，其對(duì)降膜蒸發(fā)系數(shù)的促進(jìn)作用會(huì)越來越弱，甚至帶來負(fù)面的影響，因此隨著筒體錐設(shè)角的增大，曲線的斜率越來越小。

3.4 進(jìn)料流量對(duì)傳熱系數(shù)的影響

對(duì)固定錐度角的蒸發(fā)器，降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)在適宜均勻布膜流動(dòng)的流量范圍內(nèi)，隨雷諾數(shù)的增大而逐漸變小，見圖 9。由于降膜壁面的直徑較大，最小成膜流率對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)已很大（5600），物料降膜流動(dòng)的湍動(dòng)程度對(duì)h的影響很小，對(duì)降膜蒸發(fā)系數(shù)起控制作用的是液膜厚度引起的傳熱熱阻，因此隨著流量的增大，液膜厚度增加，h逐漸減小。

直線前段h隨Re增大段，是雷諾數(shù)小于一定值時(shí)，物料在傳熱面上不能有效布膜，且降膜流動(dòng)的湍動(dòng)程度對(duì)膜內(nèi)傳熱有積極的影響。圖中h7線所示，傳熱壁面傾角較大的蒸發(fā)器，降膜傳熱系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化量較??；即隨傳熱壁面傾角的增大，保證物料可均勻成膜流動(dòng)的流量范圍越來越大，雷諾數(shù)對(duì)于降膜傳熱系數(shù)的影響越來越小。

3.5 降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式

為了消除工質(zhì)物性帶來的影響，給此類降膜蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)，根據(jù)試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)，建立了量綱歸一化降膜蒸發(fā)系數(shù)與蒸發(fā)器筒體錐度角和降膜雷諾準(zhǔn)數(shù)之間的關(guān)聯(lián)式，見式（6）。

由于蒸發(fā)器筒體內(nèi)徑較大，蒸氣的流通空間較大，氣速較小，氣液相間的剪切應(yīng)力很小，因此此關(guān)聯(lián)式忽略了二次蒸氣流動(dòng)對(duì)傳熱性能的影響。式中采用（α+1）是為了將蒸發(fā)器筒體為圓柱面時(shí)（α=0°）也納入到此關(guān)聯(lián)式的定義域范圍內(nèi)，以更好地衡量筒壁錐角對(duì)于降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的影響程度。所得擬合方程相關(guān)系數(shù)較高，為0.9858，且方程擬合點(diǎn)的計(jì)算值與各試驗(yàn)值的誤差均小于15%。

圖9　傳熱系數(shù)與降膜流動(dòng)雷諾數(shù)之間的關(guān)系

4　結(jié)　論

（1）該試驗(yàn)利用工業(yè)生產(chǎn)中的實(shí)際物料作為試驗(yàn)工質(zhì)，對(duì)一種新型的降膜蒸發(fā)系統(tǒng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，整套裝置可以在保證較高的降膜傳熱系數(shù)的條件下正常運(yùn)行，有效地解決了此類物料在蒸發(fā)再沸過程中出現(xiàn)的堵塞現(xiàn)象，且設(shè)備易清洗。

（2）蒸發(fā)器筒體錐度角對(duì)降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)有積極的影響。傳熱壁面傾角的存在保證了整個(gè)傳熱壁面上流動(dòng)液膜的均勻性和膜厚度，蒸氣氣泡易于從液膜中分離，液膜不易破裂。

（3）采用內(nèi)徑較大的圓筒壁作為降膜蒸發(fā)傳熱面與前人所用內(nèi)徑較小的單管進(jìn)行的試驗(yàn)結(jié)果不同，在適宜物料成膜流動(dòng)的流量范圍內(nèi)，液膜流動(dòng)的湍動(dòng)程度已很高，其對(duì)傳熱性能的影響遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于液膜厚度增加引起的傳熱熱阻，因此傳熱系數(shù)隨雷諾數(shù)的增大而逐漸減小。

（4）為便于為工程設(shè)計(jì)提供依據(jù)，建立了湍流時(shí)錐筒壁內(nèi)降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)與主要結(jié)構(gòu)參數(shù)和雷諾準(zhǔn)數(shù)之間的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式：

［1］陳鋒亮，鐘耕，魏益民，等.廢油脂預(yù)處理及制備生物柴油研究進(jìn)展［J］.化工進(jìn)展，2006，25（8）：871-874.

［2］王濤，謝文磊，李會(huì)，等.廢餐飲油酯交換制備生物柴油研究進(jìn)展［J］.中國(guó)油脂，2010，35（5）：48 -52.

［3］CHUN K R，SEAN R A.Heat transfer to evaporating liquid films［J］.Journal of Heat Transfer-Transactions of the ASME，1971，93：391-396.

［4］王永福，周榮琪，段占庭，等.影響脂肪酸降膜蒸發(fā)傳熱的因素［J］.精細(xì)石油化工進(jìn)展，2005，35（5）：26-29.

［5］欒善東，劉長(zhǎng)厚.垂直管內(nèi)降膜載氣蒸發(fā)的研究［J］.高?；瘜W(xué)工程學(xué)報(bào)，1993 ，7（3）：221-227 .

［6］趙起，林載祈.垂直管降膜蒸發(fā)器的傳熱研究［J］.化學(xué)工程，1987（4）：26-29.

［7］PROST J S，GONZALEZ M T，URBICAIN M J.Determination and correlation of heat transfer coefficients in a falling film evaporator［J］.Journal of Food Engineering, 2006，73（4）：320-326.

［8］KRUPICZKA R，ROTKEGE A.Heat transfer to evaporating liquid films within a vertical tube［J］.Chemical Engineering and Processing，2002，34：23-38.

［9］MIRAND V，SIMPSON R.Modelling and simulation of an industrial multiple effect evaporator：tomato concentrate［J］.Journal of Food Engineering，2005，66：203-210.

［10］YIH S M.Modeling heat and mass transport in falling liquid films［J］.Handbook of Heat and Mass Transfer，1986，2：111-210.

［11］PROST J S，GONZAALEZ M T.Determination and correlation of heat transfer coefficients in a falling film evaporator［J］.Journal of Food Engineering，2006，73：320-326.

［12］李德虎.垂直管降膜蒸發(fā)傳熱研究回顧［J］.化工裝備技術(shù)，1994，15（3）：44 -47.

［13］吳錦元，徐洪峰.垂直管內(nèi)降膜沸騰傳熱的研究［J］.化學(xué)工程，1990，18（5）：23-26 .

［14］CHEN H，JEBSON R S.Factors affecting heat transfer in falling film evaporator［J］.Institution of Chemical Engineers，1997，75：111-116.

［15］ALHUSSEINI A A，TUZLA K，CHEN J C，et al.Falling film evaporation of single component liquids［J］.International Journal of Heat Mass Transfer，1998，41：1623-1632.

［16］FUJITA T，UEDA T.Heat transfer to falling liquid films and film breakdown ［J］.Heat Mass Transfer，1978，21：101-109.

［17］ADIB Tarif Ali，HEYD Bertrand.Experimental results and modeling of boiling heat transfer coefficients in falling film evaporator usable for evaporator design［J］.Chemical Engineering and Processing，2009，48：961-968.

［18］CHRISTIANS M，THOME J R.Falling film evaporation on enhanced tubes.Part1：Experimental results for pool boiling, onset-of-dryout and falling film evaporation［J］.International journal of refrigeration，2012，35（2）：300-312.

［19］于意奇，楊燕華，程旭，等.降膜流動(dòng)行為的數(shù)值模擬研究［J］.原子能科學(xué)技術(shù)，2012（10）：1208-1211.

［20］PEHLIVAN H，OZDEMIR M.Experimental and theoretical investigations of falling film evaporation［J］.Heat and Mass Transfer，2012，48（6）：1071-1079.

［21］HUANG X G，YANG Y H，HU P.Experimental study of falling film evaporation in large scale rectangular channel［J］.Annals of Nuclear Energy，2015，76：237-242.

［22］GOURDON M，KARLSSON E，INNINGS F，et al.Heat transfer for falling film evaporation of industrially relevant fluids up to very high Prandtl numbers［J］.Heat and Mass Transfer，2016，52（2）：379-391.

Boiling heat transfer characteristics of fatty acid methyl ester（FAME）in falling film evaporator

XU Weituo1，MA Xiaojian1，2，MA Li1，CHEN Junying1，2，YANG Shan1，ZHANG Fenfen1
（1School of Chemical Engineering and Energy，Zhengzhou University，Zhengzhou 450001，Henan，China；2Engineering Laboratory of Henan Province for Bio.Refinery Technology and Equipment，Zhengzhou 450001，Henan，China）

Using conventional line-tube heat exchanger for evaporation of high viscosity and easy-to-scaling mixture can easily block liquid distributor and make the cleaning of foul tube impossible.Therefore，a new type of falling film evaporator was designed，which used large liquid orifice plus tilt ring plate for liquid distribution and took larger diameter of conical shell as heat transfer wall.The variation of boiling heat transfer coefficients with shell's taper angle，Reynolds number and heat fluxes were determined by a pilot scale falling film evaporation system，using the FAME mixture as liquid model.Result showed that this type of evaporator worked well for FAME，the system could work smoothly with high heat transfer efficiency for a long time and without the occurrence of clogging.The evaporator shell's taper angle can intensify heat transfer process.The increase of heat flux and feed flow had a negative influence on heat transfer coefficient.Experimental correlation for boiling heat transfer coefficients with consideration of Reynolds number and taper angle of evaporator shell was established.

fatty acid methyl ester；falling film evaporator；boiling heat transfer coefficient

TK 6

A

1000-6613（2016）09-2693-06

10.16085/j.issn.1000-6613.2016.09.009

2016-01-12；修改稿日期：2016-03-15。

徐委托（1990—），男，碩士研究生。聯(lián)系人：馬曉建，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事生物質(zhì)能源研究。E-mail maxj@zzu.edu.cn。