魏世超，黃群武，蔣麗紅，王一平，付海玲

(天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072)

直接接觸式換熱器具有腐蝕小、不結(jié)垢、換熱效率高、傳熱溫差小、壓降小和投資費(fèi)用低等優(yōu)點(diǎn)，因此具有廣泛的應(yīng)用前景[1-3]。由于直接接觸式換熱過(guò)程的復(fù)雜性，目前對(duì)于直接接觸換熱器的設(shè)計(jì)遠(yuǎn)不如間壁式換熱器那樣完善。鼓泡塔式直接接觸換熱器是最簡(jiǎn)單、常用的結(jié)構(gòu)型式，主要用于蒸發(fā)過(guò)程，對(duì)其研究也比較多[4-8]。Siqueiros等[9]研究了1.9 m鼓泡塔中戊烷-水直接接觸式蒸發(fā)換熱過(guò)程，在分散相與連續(xù)相流速比為0.035～0.110時(shí)，體積換熱系數(shù)僅為0～9 kW/(m3·K)。Celata等[10]進(jìn)行了R114在水中直接接觸式蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)溫差在10 K下體積換熱系數(shù)變化范圍為0～100 kW/(m3·K)。另外， Boehm[11]發(fā)現(xiàn)鼓泡塔內(nèi)存在液滴尾流，并隨著汽化的進(jìn)行易出現(xiàn)返混等阻礙換熱的因素，板式塔和填料塔也可作為直接接觸換熱器，并認(rèn)為可以改善鼓泡塔的不足。但是目前填料塔的研究主要集中在冷凝方面或者煙氣與液體換熱方面。Li等[12]研究了直接接觸式冷凝器中水蒸氣-空氣/汽體冷凝過(guò)程溫度、濕度和冷凝率的變化，并建立了一維模型進(jìn)行比較。Alnaimat等[13]建立了瞬態(tài)一維守恒方程來(lái)分析直接接觸式蒸發(fā)器和冷凝器中的水-空氣/汽體的傳熱和傳質(zhì)過(guò)程，并預(yù)測(cè)了溫度和濕度等參數(shù)的變化。本研究重點(diǎn)從宏觀方面系統(tǒng)地考察填料的強(qiáng)化性能，并研究塔中不同參數(shù)對(duì)體積換熱系數(shù)與汽化高度的影響。

本研究以正戊烷-水為物系，采取并流操作，研究填料強(qiáng)化后鼓泡塔直接接觸式蒸發(fā)換熱性能，并考察了分散相流量、溫差和分布器孔徑對(duì)汽化高度和體積換熱系數(shù)的影響。

1　實(shí)驗(yàn)與理論分析

1.1　實(shí)驗(yàn)裝置與流程

實(shí)驗(yàn)選擇正戊烷和自來(lái)水為工作介質(zhì)，正戊烷為分散相，水為連續(xù)相，實(shí)驗(yàn)裝置示意圖見(jiàn)圖1。鼓泡塔尺寸為Φ80 mm×1 400 mm，由普通玻璃制成，共有塔身和封頭兩部分，塔身與封頭通過(guò)法蘭連接。其中塔身高為1 000 mm，封頭為200 mm，塔身一側(cè)安裝有5個(gè)間隔為200 mm的測(cè)溫孔，用于熱電阻測(cè)量塔內(nèi)流體溫度。塔底部連接材質(zhì)為PVC的棒狀分布器(Φ20 mm×100 mm)，用于分散戊烷液體。

圖1　實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1　Schematic diagram of experimental setup

實(shí)驗(yàn)采取順流操作，正戊烷液體和水從塔底進(jìn)入鼓泡塔內(nèi)，經(jīng)過(guò)相間換熱，氣液混合物從塔頂進(jìn)入到氣液分離器，分離出戊烷蒸汽和水，戊烷蒸汽進(jìn)入列管式冷凝器中冷凝成戊烷液體后流回到戊烷儲(chǔ)罐，回收的液態(tài)戊烷再經(jīng)過(guò)油泵送入塔中進(jìn)行換熱；另一方面，從氣液分離器中分離出的水直接流回到恒溫儲(chǔ)水罐中，再由水泵輸送入塔中。

在儲(chǔ)水罐中加入1個(gè)2 kW加熱棒來(lái)實(shí)現(xiàn)水的加熱，采用水泵強(qiáng)化水循環(huán)以維持罐內(nèi)水溫均勻，通過(guò)控溫裝置來(lái)實(shí)現(xiàn)水溫恒定。戊烷通過(guò)油泵進(jìn)入轉(zhuǎn)子流量計(jì)，油泵為隔膜泵，采用旁路調(diào)節(jié)。填料采用10 mm×10 mm的不銹鋼θ環(huán)散裝填料，填充高度為600 mm。

分散相和連續(xù)相的流量采用2個(gè)不同型號(hào)的轉(zhuǎn)子流量計(jì)來(lái)測(cè)量，戊烷流量測(cè)量采用量程為0～25 L/h的LZB-4型流量計(jì)，戊烷流量為13.260、17.238、19.890和23.868 L/h，水流量測(cè)量采用量程為4～400 L/h的LZB-10型流量計(jì)，精度都為1.0 L/h，水流量恒定為160 L/h。測(cè)溫點(diǎn)總共7個(gè)，采用Pt100熱電阻來(lái)測(cè)量塔內(nèi)流體的實(shí)際溫度，精度為0.1 ℃，尺寸為Φ2 mm×100 mm，熱電阻通過(guò)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)導(dǎo)入電腦，用于計(jì)算體積換熱系數(shù)。實(shí)驗(yàn)中，采用紅外熱像儀(型號(hào)為SAT-G90，最小測(cè)量溫度為0.1 ℃)來(lái)測(cè)量塔內(nèi)流體的連續(xù)溫度軸向分布趨勢(shì)，從而得到汽化高度。

實(shí)驗(yàn)參數(shù)的誤差分析總結(jié)如表1所示。

表1　實(shí)驗(yàn)參量誤差分析

1.2　理論分析

1.2.1汽化段高度

汽化高度是反映直接接觸式蒸發(fā)換熱性能的重要參數(shù)之一。通常將汽化高度定義為戊烷完全汽化所需的高度，可以通過(guò)溫度軸向分布趨勢(shì)來(lái)判斷汽化高度。

實(shí)驗(yàn)中，相對(duì)于水的流量來(lái)說(shuō)，戊烷的流量較小，熱電阻測(cè)量的流體溫度可近似認(rèn)為是連續(xù)相水的溫度，而蒸發(fā)過(guò)程中戊烷的溫度近似認(rèn)為是標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下沸點(diǎn)溫度(36.1 ℃)。蒸發(fā)過(guò)程中，水與戊烷不斷換熱，水放出熱量，水溫沿塔軸向上逐漸降低，蒸發(fā)完全后，水溫基本維持不變，根據(jù)軸向水溫變化趨勢(shì)可以判斷汽化是否進(jìn)行完全，隨即也可獲得汽化高度。熱電阻測(cè)出塔內(nèi)水的實(shí)際溫度，但是熱電阻間距較寬，當(dāng)汽化高度處于2個(gè)熱電阻之間時(shí)，則無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)出，因此采用紅外熱像儀來(lái)測(cè)量塔內(nèi)軸向連續(xù)溫度分布。紅外熱像儀拍攝得到紅外圖像，紅外圖像經(jīng)SatIrReport軟件處理得到相應(yīng)的汽化高度。

1.2.2體積換熱系數(shù)

整個(gè)蒸發(fā)過(guò)程中熱量分為塔內(nèi)塔內(nèi)流體蒸發(fā)潛熱、流體與環(huán)境顯熱、流體間顯熱。相對(duì)于潛熱來(lái)說(shuō)，顯熱很小，可以忽略，因而實(shí)驗(yàn)換熱率為：

Q=mccpc(T1-T2)

(1)

其中mc為水質(zhì)量流量，cpc為水的比熱容，T1、T2分別為水的進(jìn)口溫度和出口溫度。由于換熱面積很難準(zhǔn)確測(cè)定，所以采用體積換熱系數(shù)，按式(2)計(jì)算：

Uv=Q/AHΔT

(2)

其中Q為換熱率，A為塔截面積，H為汽化高度，△T為溫差。為了減小誤差，實(shí)驗(yàn)中溫差采用對(duì)數(shù)平均溫差，表達(dá)式為：

(3)

其中Td為戊烷沸點(diǎn)。

2　結(jié)果與討論

2.1　填料的強(qiáng)化作用

2.1.1流體流型

實(shí)驗(yàn)中流體流型主要受戊烷流量和連續(xù)相進(jìn)口溫度影響較大。鼓泡塔中，未加入填料時(shí)，隨著戊烷流量與連續(xù)相進(jìn)口溫度的增加，塔中流體徑向運(yùn)動(dòng)增加，湍動(dòng)加強(qiáng)，劇烈時(shí)，在塔頂部出現(xiàn)流體軸向返混，從而使塔中流型較復(fù)雜，如圖2b)所示。加入填料后，填料極大阻礙了流體的徑向運(yùn)動(dòng)和軸向運(yùn)動(dòng)，另外由于填料的切割作用，戊烷液滴的尺寸受到限制，使得流型平緩，如圖2a)所示。

圖2　流體流型圖(塔高為300～500 mm)Fig.2　Liquid flow pattern (column height of 300～500 mm)

2.1.2體積換熱系數(shù)

圖3為戊烷流量為23.868 L/h，分布器孔徑為2.5 mm時(shí)加有填料和未加填料的鼓泡塔中體積換熱系數(shù)與溫差關(guān)系的對(duì)比圖。

通過(guò)觀察發(fā)現(xiàn)：加填料前后，鼓泡塔中的體積換熱系數(shù)與溫差的關(guān)系沒(méi)有變化，但是加有填料的體積換熱系數(shù)約為未加填料的體積換熱系數(shù)的2倍，這也說(shuō)明填料對(duì)鼓泡塔中換熱性能具有一定的強(qiáng)化作用。塔中加入填料后，一方面，由于填料切割與阻礙，對(duì)戊烷液滴尺寸有一定的限定作用，同時(shí)也能增加戊烷在塔內(nèi)的停留時(shí)間，促進(jìn)戊烷的蒸發(fā)；另一方面，填料在一定程度上能減小流體的軸向運(yùn)動(dòng)與徑向運(yùn)動(dòng)，在一定程度上能減小返混，這些都能加強(qiáng)塔內(nèi)的換熱性能。

圖3　加填料與未加填料的體積換熱系數(shù)與溫差關(guān)系對(duì)比圖Fig.3　Volumetric heat transfer coefficient against temperature difference with packing and without packing

2.2　加填料的鼓泡塔中的汽化高度

2.2.1分散相流量對(duì)汽化高度的影響

圖4顯示了分散相流量(Gd)對(duì)汽化高度(H)的影響。

圖4　汽化高度與分散相流量關(guān)系圖Fig.4　Evaporative height against pentane flow rate

由圖4中所示，分布器孔徑(d)為2.5 mm且連續(xù)相進(jìn)口溫度不變時(shí)，汽化高度隨著分散相流量的增加而增加。這是因?yàn)榉稚⑾嗔髁吭黾?，分布器孔徑不變，單位時(shí)間進(jìn)入塔內(nèi)的戊烷液滴增加，需汽化的戊烷總量增加，在連續(xù)相熱容量不變時(shí)，戊烷液滴完全汽化所需的高度增加，因而汽化高度增加。

2.2.2溫差對(duì)汽化高度的影響

圖5顯示汽化高度與對(duì)數(shù)平均溫差關(guān)系。

圖5　汽化高度與對(duì)數(shù)平均溫差關(guān)系圖Fig.5　Evaporative height against log-mean temperature difference

由圖5可看出，在戊烷流量不變時(shí)，汽化高度隨對(duì)數(shù)平均溫差(△T)的增加而減小。當(dāng)溫差為0～4 ℃時(shí)，汽化高度隨溫差的增加而迅速降低，當(dāng)溫差△T>8 ℃時(shí)，汽化高度變化比較平穩(wěn)。首先，一定的戊烷液滴進(jìn)入塔內(nèi)進(jìn)行蒸發(fā)換熱，其它條件不變時(shí)，溫差增大時(shí)，換熱推動(dòng)力增加，汽化加快，汽化所需的高度降低。其次，當(dāng)溫差較小時(shí)，換熱推動(dòng)力很小，戊烷汽化速率較小，溫差增大對(duì)戊烷汽化速率增加作用較強(qiáng)；最后，當(dāng)溫差增大到一定的數(shù)值時(shí)，溫度推動(dòng)力足夠大，戊烷與水換熱迅速汽化，而戊烷汽化所需的高度同時(shí)受連續(xù)相熱容量影響，并不能無(wú)限制減小，使得此時(shí)溫差增加對(duì)汽化高度影響很小。

2.2.3分布器孔徑對(duì)汽化高度的影響

Sideman等[14]研究了分布器孔徑(0.5、1.5和2.5 mm)對(duì)戊烷-水直接接觸式蒸發(fā)系統(tǒng)的影響，認(rèn)為汽化高度隨分布器孔徑的增大而增大，體積換熱系數(shù)隨著分布器孔徑的增大而減小。Seetharamu 等[15]研究了不同分布器孔徑(0.5、1.0、1.5和2.0 mm)時(shí)R113在水中直接接觸式蒸發(fā)換熱，發(fā)現(xiàn)體積換熱系數(shù)隨分布器孔徑的增大而減小。依據(jù)文獻(xiàn)[14]和[15]，同時(shí)為了更好地獲得不同分布器孔徑時(shí)填料的強(qiáng)化性能，本實(shí)驗(yàn)取分布器孔徑為2.0、2.5和3.0 mm。圖6為分布器孔徑(d)對(duì)汽化高度的影響。

圖6　分布器孔徑對(duì)汽化高度的影響Fig.6　Evaporative height against distributor aperture

由圖6中可以看出，當(dāng)戊烷流量和溫差一定時(shí)，分布器孔徑增大，汽化高度總體趨勢(shì)增加，但分布器為2.5和3.0 mm時(shí)增加趨勢(shì)并不明顯。分散相流量一定時(shí)，分布器孔徑增大，分散相液滴初始尺寸增大，換熱液滴數(shù)目減小，液滴群的總表面積減小，平均換熱面積減小，汽化所需高度增加；但當(dāng)分布器孔徑較大時(shí)，由于填料的再分散作用，分布器的強(qiáng)化作用受到限制，使得分布器孔徑對(duì)汽化高度的影響較小。

2.3　加填料的鼓泡塔中的體積換熱系數(shù)

體積換熱系數(shù)(Uv)是衡量直接接觸式蒸發(fā)換熱性能的重要參數(shù)。體積換熱系數(shù)的影響因素眾多，如流體物性、流量、溫度和液滴出口尺寸與汽化形態(tài)、塔器結(jié)構(gòu)尺寸等。下面主要從分散相流量、溫差、分布器孔徑3個(gè)方面來(lái)討論體積換熱系數(shù)的變化。

2.3.1分散相流量對(duì)體積換熱系數(shù)的影響

Sideman等[4]研究戊烷在水中蒸發(fā)時(shí)發(fā)現(xiàn)一定范圍內(nèi)體積換熱系數(shù)隨分散相流量的增加而增加，而連續(xù)相的影響幾乎可以忽略。圖7顯示了分散相流量對(duì)體積換熱系數(shù)的影響。

圖7　體積換熱系數(shù)與流量關(guān)系圖Fig.7　Volumetric heat transfer coefficient against pentane flow rate

當(dāng)連續(xù)相進(jìn)口溫度和分布器孔徑不變時(shí)，體積傳熱系數(shù)隨分散相流量的增加而增加，這是因?yàn)楫?dāng)分散相流量增加時(shí)，進(jìn)入塔內(nèi)進(jìn)行蒸發(fā)換熱的戊烷液滴數(shù)量增加，而水的熱容量足夠用于戊烷的汽化，戊烷完全汽化時(shí)，整塔體積換熱系數(shù)增加。從圖7中還可看出，當(dāng)連續(xù)相進(jìn)口溫度較低時(shí)，體積換熱系數(shù)增加趨勢(shì)更大。

2.3.2溫差對(duì)體積換熱系數(shù)的影響

圖8為體積換熱系數(shù)與對(duì)數(shù)平均溫差的關(guān)系圖。

圖8　體積換熱系數(shù)與對(duì)數(shù)平均溫差關(guān)系圖Fig.8　Volumetric heat transfer coefficient against log-mean temperature difference

圖8中顯示：體積換熱系數(shù)隨對(duì)數(shù)平均溫差的增加而減小，從實(shí)驗(yàn)擬合曲線看出，體積換熱系數(shù)與溫差近似成負(fù)冪指數(shù)關(guān)系。當(dāng)對(duì)數(shù)平均溫差△T為0～4 ℃時(shí)，體積換熱系數(shù)隨溫差的增加而快速降低；當(dāng)△T>8 ℃時(shí)，體積換熱系數(shù)隨溫差的變化基本不變。分析原因如下：1)溫差增大時(shí)，換熱推動(dòng)力增加，測(cè)量得出所需的汽化高度減小，根據(jù)公式(2)得出在換熱率不變時(shí)，體積換熱系數(shù)受溫差與汽化高度乘積的影響，但根據(jù)公式(3)計(jì)算得到的溫差比汽化高度對(duì)乘積影響更大，因而溫差增大使得兩者綜合作用后仍增大，體積換熱系數(shù)就減小。2)低溫差(0～4 ℃)時(shí)，當(dāng)溫差提高時(shí)，汽化高度變化較大，且溫差變化相對(duì)值較大，體積換熱系數(shù)快速降低；而高溫差(大于8 ℃)時(shí)，溫差增加時(shí)，汽化高度變化不大，且溫差變化相對(duì)值比低溫差小，體積換熱系數(shù)變化很小。因此，在低溫段時(shí)可以通過(guò)提高溫差來(lái)強(qiáng)化體積換熱系數(shù)，但是在高溫時(shí)必須考慮用其他方法來(lái)強(qiáng)化換熱。

2.3.3分布器孔徑對(duì)體積換熱系數(shù)的影響

圖9表示體積換熱系數(shù)受分布器孔徑的影響。當(dāng)分散相流量和溫差不變時(shí)，分布器孔徑減小，體積換熱系數(shù)增加，這與Sideman等[14]研究的分布器孔徑與體積換熱系數(shù)的影響規(guī)律一致。低溫差時(shí)體積換熱系數(shù)增加比高溫差時(shí)更明顯。當(dāng)分布器孔徑增大，戊烷流量不變時(shí)，進(jìn)入塔內(nèi)的戊烷液滴平均直徑增大，液滴群數(shù)目減小，使得液-液接觸面積減小，換熱速率減小，所需的汽化高度增加，戊烷完全汽化時(shí)，整塔體積換熱系數(shù)減小。

圖9　分布器孔徑對(duì)體積換熱系數(shù)的影響Fig.9　Volumetric heat transfer coefficient against distributor aperture

3　結(jié)論

主要闡述了采用填料強(qiáng)化的鼓泡塔中正戊烷-水直接接觸式蒸發(fā)換熱實(shí)驗(yàn)，考察了分散相流量、溫差、分布器孔徑對(duì)汽化高度和體積傳熱系數(shù)的影響。實(shí)驗(yàn)得出以下結(jié)論：

1)當(dāng)戊烷流量為23.868 L/h，分布器孔徑為2.5 mm時(shí)，加填料的鼓泡塔中體積換熱系數(shù)約為未加填料的2倍，填料在一定程度上能強(qiáng)化鼓泡塔的換熱性能。

2)汽化高度隨分散相流量的增加而升高；隨對(duì)數(shù)平均溫差的增加而減小，低溫差(0～4 ℃)時(shí)，汽化高度隨溫差增加快速減小，高溫差(△T>8 ℃)時(shí)，溫差對(duì)汽化高度的影響很小；汽化高度隨分布器孔徑的增加而增加。

3)體積換熱系數(shù)隨分散量流量的增加而增加，隨分布器孔徑的增加而減??；體積換熱系數(shù)與對(duì)數(shù)平均溫差近似成負(fù)冪指數(shù)關(guān)系，低溫差(0～4 ℃)時(shí)，體積換熱系數(shù)隨溫差的增加快速減小，高溫差(△T>8 ℃)時(shí)；體積換熱系數(shù)基本不變。

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