張友森

(神華國(guó)華(北京)電力研究院有限公司，北京 100025)

低溫多效蒸發(fā)(LT-MED)海水淡化工藝作為當(dāng)今世界主流的熱法海水淡化技術(shù)，由于其具有良好的傳熱性能，進(jìn)料海水預(yù)處理簡(jiǎn)單，操作彈性較大，負(fù)荷范圍變化寬以及操作溫度低等優(yōu)點(diǎn)，可廣泛利用蒸汽余熱進(jìn)行電水聯(lián)產(chǎn)。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)多管束內(nèi)流體的阻力/壓降進(jìn)行了廣泛而深入的研究。Ilyushchenko等[1]在其實(shí)驗(yàn)研究中選取管束為轉(zhuǎn)角正三角形管束排列下，考察不同水平管外徑對(duì)管束阻力的影響，分別研究了常溫常壓空氣橫向沖刷降膜管束的阻力變化規(guī)律和空氣與液體流動(dòng)方向一致時(shí)空氣流經(jīng)降膜管束的阻力變化規(guī)律，給出了流動(dòng)阻力系數(shù)計(jì)算公式。Xu等[2]通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合出了蒸汽橫掠降膜管束的流動(dòng)阻力計(jì)算式。Dowlati等[3]針對(duì)流體在順排管束和叉排管束中的兩相流動(dòng)阻力分布規(guī)律進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。He等[4]通過實(shí)驗(yàn)研究了冷凝器中管間距對(duì)蒸汽流動(dòng)壓降的影響，得出蒸汽壓力隨管間距的增大而降低，且由于蒸汽受頂部管排的阻滯作用，蒸汽不能抵達(dá)冷凝管束的底部。Gan等[5]采用數(shù)值模擬方法針對(duì)冷卻塔內(nèi)氣液兩相混合流水平?jīng)_刷管束的壓降變化進(jìn)行了研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)管束排列方式、管外噴淋密度和空氣流速均對(duì)壓降有重要影響。黃祖毅[6]針對(duì)高濃度煙氣橫掠管束的流動(dòng)阻力變化進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在煙氣溫度、質(zhì)量流速一定時(shí)，煙氣橫掠管束的流動(dòng)阻力隨管束橫向間距的增大而減小，隨管束縱向間距的增大而增大。王啟杰等[7]通過實(shí)驗(yàn)研究垂直向下流動(dòng)的兩相流摩擦壓降時(shí)發(fā)現(xiàn)，兩相流壓降主要由流體靜壓降、流體加速壓降和流體摩擦壓降組成，且管內(nèi)兩相流質(zhì)量流速對(duì)兩相流摩擦壓降因子有重要影響。劉華等[8-9]搭建了蒸汽橫向沖刷降膜管束的流動(dòng)阻力實(shí)驗(yàn)臺(tái)，分析了蒸汽流動(dòng)阻力隨噴淋密度、蒸汽流速等參數(shù)的變化規(guī)律，并擬合出了液膜無蒸發(fā)條件下蒸汽橫向沖刷水平降膜管束的流動(dòng)阻力關(guān)系式。李慧君等[10]建立了水平圓管底部加裝排液板的物理模型，采用流體體積函數(shù)(VOF)模型對(duì)其管外降膜流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比。

以上研究主要是針對(duì)蒸汽、煙氣等流體橫向沖刷無降膜管束的阻力研究，對(duì)于蒸汽橫向沖刷具有垂直降膜流動(dòng)的多管束研究還較少，且LT-MED蒸發(fā)器中管束成千上萬，內(nèi)部結(jié)構(gòu)尺寸較大且極其復(fù)雜，真實(shí)的蒸汽流動(dòng)速度和阻力無法準(zhǔn)確運(yùn)用實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式進(jìn)行預(yù)測(cè)，因此，目前依然缺乏關(guān)于大型降膜蒸發(fā)器中蒸汽沖刷表面有蒸發(fā)的水平降膜蒸發(fā)管多管束時(shí)的流動(dòng)速度及阻力特性方面的研究。筆者以海水淡化裝置的開發(fā)為實(shí)際應(yīng)用背景，采用多孔介質(zhì)模型對(duì)大型多管束降膜蒸發(fā)器進(jìn)行三維數(shù)值模擬，獲得了蒸發(fā)器內(nèi)管束區(qū)域和軸向通道內(nèi)，管外二次蒸汽的速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)在空間方向的分布規(guī)律，為大型低溫多效海水淡化蒸發(fā)器內(nèi)管束結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 模型建立

1.1 物理模型

水平管降膜蒸發(fā)器中，換熱管束呈典型的正三角形排列，分兩管程布置，如圖1所示，一管程布置在下部，二管程在上部，其換熱過程由加熱蒸汽放熱冷凝和海水吸熱蒸發(fā)兩部分組成。一方面，加熱蒸汽首先進(jìn)入一管程并大部分冷凝，剩余蒸汽經(jīng)管箱折返后進(jìn)入二管程，預(yù)熱噴淋下來的進(jìn)料海水直至完全冷凝。另一方面，海水通過噴頭噴淋到換熱管上，自上而下降膜流動(dòng)并逐漸吸收熱量，其由過冷轉(zhuǎn)變?yōu)轱柡蜖顟B(tài)后開始產(chǎn)生二次蒸汽，隨著降膜的連續(xù)進(jìn)行，產(chǎn)生的二次蒸汽越來越多，逐漸對(duì)管束形成了橫向沖刷，沖刷過程中，二次蒸汽會(huì)經(jīng)過絲網(wǎng)除霧器除去霧狀的海水液滴，然后經(jīng)過除霧器上部的軸向通道流出，最終匯集到一起進(jìn)入下一效的管束內(nèi)部作為加熱蒸汽。蒸發(fā)器內(nèi)部殼側(cè)蒸汽流動(dòng)是發(fā)生在排列形式復(fù)雜的換熱管間的多維、多組份兩相流動(dòng)，且流動(dòng)過程中還存在蒸發(fā)相變。

1-鋁管；2-海水噴頭；3-蒸餾水室；4-蒸餾水溢出管；5-絲網(wǎng)除霧器；6-軸向蒸汽通道；7-二管程管束；8-一管程管束。

為了建立適用于蒸發(fā)器殼側(cè)蒸汽流動(dòng)特點(diǎn)的數(shù)學(xué)模型，對(duì)殼側(cè)蒸汽流動(dòng)進(jìn)行如下簡(jiǎn)化：(1)蒸汽在蒸發(fā)器內(nèi)的流動(dòng)為三維定常流動(dòng)；(2)把管束和除霧器看作具有特殊孔隙率的多孔介質(zhì)區(qū)域，蒸汽在該區(qū)域中的流動(dòng)符合Darcy 滲透定律，即多孔介質(zhì)中流體的壓力梯度正比于其流動(dòng)速度；(3)將噴淋液柱及液膜的影響考慮到多孔介質(zhì)阻力系數(shù)內(nèi)，阻力系數(shù)根據(jù)劉華等[8-9]的阻力關(guān)聯(lián)式進(jìn)行計(jì)算。采用自定義函數(shù)(UDF)定義管外蒸發(fā)產(chǎn)生的二次蒸汽，并作為質(zhì)量源項(xiàng)加入到對(duì)應(yīng)的控制方程中。因此，LT-MED 蒸發(fā)器內(nèi)蒸汽橫掠伴隨降膜管束的流動(dòng)行為可假設(shè)為蒸汽在具有特殊空隙率的多孔介質(zhì)中的單相不可壓縮、定常的三維流動(dòng)。

根據(jù)低溫多效海水淡化系統(tǒng)某一效蒸發(fā)器實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸，結(jié)合蒸發(fā)器內(nèi)部流動(dòng)形式，并進(jìn)行模型簡(jiǎn)化，建立蒸發(fā)器某一效物理模型(見圖2)。

圖2 蒸發(fā)器某一效內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖

圖2中，利用UDF定義蒸發(fā)器內(nèi)產(chǎn)生的二次蒸汽，二次蒸汽沿著流動(dòng)阻力最小的路徑流動(dòng)，并在擋板作用下進(jìn)入四層絲網(wǎng)除霧器，二次蒸汽只能進(jìn)入該模型左右兩側(cè)的軸向通道，然后繞過矩形水箱流出、進(jìn)入下一效換熱器，并作為下一效的加熱蒸汽。

二次蒸汽的質(zhì)量源項(xiàng)(Sm)根據(jù)海水淡化蒸發(fā)器的工程設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，如式(1)所示。

(1)

式中：Sm為二次蒸汽的質(zhì)量源項(xiàng)；M為淡水產(chǎn)量；N1為大效管子數(shù)量；N2為小效管子數(shù)量；L1為大效管子長(zhǎng)度；L2為小效管子長(zhǎng)度。

某實(shí)際低溫多效海水淡化系統(tǒng)工程設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 某實(shí)際低溫多效海水淡化系統(tǒng)工程設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 計(jì)算模型

多孔介質(zhì)模型可應(yīng)用于模擬過濾紙、多孔板、流量分配器及管道堆等的流動(dòng)。在蒸發(fā)器中將管束區(qū)域假設(shè)為多孔介質(zhì)，此處的孔即為所研究的殼側(cè)汽相空間。而固體骨架就是換熱管，但其不像多孔介質(zhì)原始定義那樣雜亂無章，而是按一定規(guī)律、方向和疏密程度排列于流體中。因此，在計(jì)算中將管束區(qū)域和除霧器部分作為多孔介質(zhì)區(qū)域。

由于所研究的水平管外液膜流動(dòng)存在彎曲壁面，水平管外液膜流動(dòng)模擬采用Realizablek-ε模型，該模型修正了標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型中的湍動(dòng)黏度，對(duì)液體繞流情況進(jìn)行了充分估計(jì)，提高了計(jì)算精度。

1.3 邊界條件

由于模型幾何結(jié)構(gòu)對(duì)稱，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間采用對(duì)稱邊界條件。第一效換熱管束和除霧器區(qū)域采用多孔介質(zhì)模型；前管板封板、后管板封板、端部封板、擋板、水箱和筒體均采用壁面邊界條件；出口采用自由流出口。

1.4 蒸發(fā)器設(shè)計(jì)、結(jié)構(gòu)及運(yùn)行參數(shù)

蒸發(fā)器設(shè)計(jì)參數(shù)見表1?？紤]到蒸發(fā)器各效流動(dòng)機(jī)理一致，因此僅模擬了第一效的蒸汽流動(dòng)過程，第一效運(yùn)行壓力為 21.8 kPa，蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)尺寸數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)尺寸

2 網(wǎng)格劃分及驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格劃分

由于蒸發(fā)器內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，計(jì)算區(qū)域尺寸畸變大，劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格困難，因此采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行離散。網(wǎng)格由ICEM軟件生成，為非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格。為更加準(zhǔn)確地計(jì)算換熱管束區(qū)域內(nèi)的氣體流動(dòng)行為，在所有流體壁面如筒體和前后管板封板處建立邊界層網(wǎng)格，且對(duì)換熱管束區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密，如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖

2.2 網(wǎng)絡(luò)無關(guān)性驗(yàn)證

為了提高計(jì)算準(zhǔn)確性，同時(shí)節(jié)省計(jì)算時(shí)間、提高計(jì)算效率，物理模型的網(wǎng)格數(shù)量應(yīng)控制在合理范圍內(nèi)，筆者選用二次蒸汽出口的速度和壓力作為網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證指標(biāo)，結(jié)果如圖4所示。從圖4可以看出，網(wǎng)格數(shù)量為9 294 150是合理準(zhǔn)確的。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)空間分布概述

工程中，根據(jù)管外海水的熱力狀態(tài)，將管束區(qū)域沿著管排方向分為預(yù)熱段和蒸發(fā)段兩部分。此外，沿著管內(nèi)蒸汽流動(dòng)方向，將管束區(qū)域分為一管程區(qū)域和二管程區(qū)域，一管程區(qū)域主要是海水蒸發(fā)區(qū)域，二管程區(qū)域主要作用是預(yù)熱海水。為了便于分析，假定一管程與二管程區(qū)域的蒸發(fā)量相同。圖5給出了管束區(qū)域的壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)在三維空間的分布規(guī)律，其中X代表管列方向，Y代表管排方向，Z代表管長(zhǎng)方向。根據(jù)管外蒸汽流動(dòng)方向，管束區(qū)域可分為頂部、中部和底部3個(gè)區(qū)域。對(duì)于頂部區(qū)域和底部區(qū)域，管外蒸汽分別豎直向上和豎直向下流動(dòng)至管束邊界，而在中部區(qū)域，管外蒸汽則沿著水平方向，由內(nèi)至外流動(dòng)至管束邊界。

從圖5可以看出，管束區(qū)域的蒸汽出現(xiàn)了分層流動(dòng)，管束頂部區(qū)域和底部區(qū)域的蒸汽速度很小，壓力較高；管束中下部的蒸汽速度較大，壓力較低，這是因?yàn)榇蟛糠终羝鲃?dòng)主要是沿著阻力較小的橫向方向流動(dòng)，少部分蒸汽沿著管束豎直方向流動(dòng)，導(dǎo)致管束頂部區(qū)域和底部區(qū)域蒸汽堆積，壓力升高。當(dāng)蒸汽沿著水平方向流動(dòng)時(shí)，蒸汽的流通面積大于其沿著豎直方向流動(dòng)時(shí)的流通面積，蒸汽沿豎直方向流動(dòng)時(shí)易產(chǎn)生較大的局部速度和局部阻力，因此僅在靠近頂排和底排傳熱管的較小區(qū)域內(nèi)，管外蒸汽的流動(dòng)方向?yàn)樨Q直方向，而在傳熱管束約80%區(qū)域內(nèi)，管外蒸汽的流動(dòng)方式以水平流動(dòng)為主。除霧器的布置會(huì)對(duì)二次蒸汽流動(dòng)產(chǎn)生影響，靠近除霧器管束區(qū)域的蒸汽速度明顯較大，且沿著管長(zhǎng)方向，蒸汽速度逐漸增大，在末端處產(chǎn)生一個(gè)最大速度，可達(dá)26 m/s。從圖5還可以看出，管束區(qū)域的平均壓力為21 872.541 Pa，蒸汽平均流動(dòng)速度為7.8 m/s，最小速度為2 m/s，最大速度為26 m/s。

(a)壓力

3.2 壓力和速度沿著管排方向的變化

圖6給出了管束區(qū)域壓力和速度沿著管排方向的變化。由圖6可知，在管束頂部區(qū)域和底部區(qū)域的蒸汽速度很小，僅為1～3 m/s，在管束中部區(qū)域速度最大，可達(dá)13 m/s，沿著管排方向，管外二次蒸汽流動(dòng)速度近似呈開口向下的二次拋物線形式。從圖6還可以看出，管束區(qū)域壓力曲線沒有呈現(xiàn)所預(yù)期的開口向上的拋物線形式，這是由于管外二次蒸汽產(chǎn)生后，管外蒸汽在管束頂部區(qū)域聚積較多，在底部區(qū)域聚積較少，導(dǎo)致管束頂部壓力最高，底部壓力最低。

(a)壓力

3.3 壓力和速度沿著管列方向的變化

圖7給出了管外二次蒸汽壓力和速度沿著管列方向的分布規(guī)律。由圖7可知，二次蒸汽沿著管列方向的流動(dòng)速度比較均勻，速度在7～11 m/s，在管束中部區(qū)域的速度略小，兩端略大，速度曲線呈現(xiàn)拋物線形式，這說明管外二次蒸汽沿著管列方向流動(dòng)時(shí)所受的阻力較小，流動(dòng)比較均勻。管束區(qū)域壓力沿著管列方向的變化規(guī)律與速度呈現(xiàn)對(duì)應(yīng)的變化，且與沿著管排方向的壓力變化不同，這是因?yàn)槎握羝刂苁椒较蚓鶆虻亓鬟^管束，最終穩(wěn)定流經(jīng)除霧器進(jìn)入軸向通道。

(a)壓力

3.4 壓力和速度沿管長(zhǎng)方向的變化

圖8給出了管束區(qū)域的速度和壓力沿著管長(zhǎng)方向的變化規(guī)律。由圖8可知，管外二次蒸汽的速度沿管長(zhǎng)方向持續(xù)增大，壓力持續(xù)降低，這是因?yàn)槎握羝丛床粩嗟卦诠茏油獠慨a(chǎn)生，沿著管長(zhǎng)方向流動(dòng)時(shí)，蒸汽量會(huì)不斷累積，這會(huì)導(dǎo)致蒸汽速度持續(xù)增大，在末端處達(dá)到最大速度，壓力不斷降低。

(a)壓力

3.5 蒸汽沿軸向通道內(nèi)的速度變化

圖9給出了蒸汽相繼流出管束區(qū)域和除霧器區(qū)域后進(jìn)入軸向通道的截面速度分布云圖。由圖9可知，蒸汽進(jìn)入軸向通道后，蒸汽不斷聚集導(dǎo)致蒸汽量逐漸增加，蒸汽速度沿著軸向流動(dòng)方向逐漸增大，并在其出口形成噴射流，此時(shí)速度最大可達(dá)80 m/s。如此大的局部速度變化將會(huì)產(chǎn)生很大的局部阻力損失。當(dāng)蒸汽流出軸向通道進(jìn)入大空腔后，速度逐漸減小，在蒸發(fā)器上部和下部形成大漩渦，而后流出當(dāng)前蒸發(fā)器，進(jìn)入下一效蒸發(fā)器的管內(nèi)作為下一效的加熱蒸汽。

(a)軸向通道蒸汽速度分布云圖

4 結(jié) 論

(1)管束區(qū)域的蒸汽出現(xiàn)了分層流動(dòng)，管束頂部區(qū)域和底部區(qū)域的蒸汽速度很小，壓力較高。

(2)除霧器的布置會(huì)對(duì)管束區(qū)域二次蒸汽的流動(dòng)產(chǎn)生影響，靠近除霧器管束區(qū)域的蒸汽速度明顯較大，且沿著管長(zhǎng)方向蒸汽速度越來越大，在末端處產(chǎn)生一個(gè)最大速度。

(3)管外二次蒸汽速度沿著管排方向先增大后減小，沿著管列方向則先減小后增大，沿著管長(zhǎng)方向則持續(xù)增大。

(4)蒸汽沿著軸向通道流動(dòng)時(shí)，速度逐漸增大，最終在出口形成噴射流，速度最大可達(dá)80 m/s，如此大的局部速度變化將導(dǎo)致很大的局部阻力損失，工程上應(yīng)該在此位置進(jìn)行阻力優(yōu)化。

綜上，LT-MED蒸發(fā)器內(nèi)蒸汽在管束區(qū)域內(nèi)阻力損失較小，在軸向通道內(nèi)阻力損失占比較大，工程上對(duì)LT-MED蒸發(fā)器進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，可主要從軸向通道阻力損失入手，尋找合適的方式減小局部阻力損失，這樣可以極大地降低阻力損失帶來的飽和溫度下降，從而提高海水淡化蒸發(fā)器的蒸發(fā)效率。