布液器入口參數(shù)對豎直管外降膜流動特性的影響

張?zhí)鞁?，馬良棟，張吉禮，張繼誼

（大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部，遼寧大連 116024）

0 引言

豎管降膜蒸發(fā)器是一種常見的蒸發(fā)器形式，已作為一項高效傳熱傳質(zhì)技術(shù)被廣泛應(yīng)用于化工、石油、能源及食品等諸多領(lǐng)域［1-3］。要充分發(fā)揮降膜設(shè)備的優(yōu)勢，一個至關(guān)重要的問題就是要維持液膜流動的均勻穩(wěn)定，因此，布液裝置發(fā)揮著關(guān)鍵的作用，研究布液器的性能對于強化傳熱傳質(zhì)是十分重要的［4-5］。對于豎直管外降膜蒸發(fā)，當前使用較多的是溢流型液體分布器，即利用管板上液體靜壓，使工質(zhì)沿著管壁呈膜狀流下［6］，影響其性能的主要參數(shù)包括布液器與布液管間的環(huán)隙間距及布液器上方工質(zhì)的靜液柱高度，二者的選擇和設(shè)計決定了降膜的初始分布，并將對局部膜厚、波動和流動特性產(chǎn)生直接影響，從而關(guān)系到整個降膜蒸發(fā)過程。

對于這一問題，已有一些學(xué)者展開了初步研究。孫健等［7-8］針對一種垂直降膜吸收器的液體分布器進行了試驗，得到不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下降膜流量和靜液柱高度關(guān)系的試驗數(shù)據(jù)，并擬合了此種液體分布器下溴化鋰溶液流量系數(shù)與雷諾數(shù)之間的關(guān)系，并認為保證工質(zhì)均勻分布的靜液柱高度不應(yīng)低于60 mm；方書起等［9］通過對φ25 mm× 2 mm 的普通無縫鋼管外的降膜流動特性進行了分析，在試驗基礎(chǔ)上得出布膜環(huán)隙的尺寸應(yīng)該在1.3～2.0 mm 之間；而Luo 等［10］也對管徑為25 mm的無縫鋼管進行了試驗研究，指出保證降膜均勻穩(wěn)定的流量范圍應(yīng)該控制在250～700 kg/（m3·h）。

以上研究說明布液器的環(huán)隙尺寸及上方的靜液柱高度對降膜流動均有直接影響，且二者是緊密聯(lián)系的，布液器的尺寸和上方靜液柱高度直接影響了工質(zhì)初流速度和液膜厚度的大小，關(guān)系到管外液膜的分布和換熱效率。在工程應(yīng)用中，為了最大程度的提高設(shè)備的傳熱性能，必須嚴格控制布液器的尺寸和靜液柱高度，保證工質(zhì)膜厚和流率處于最佳水平，使徑向及軸向均有連續(xù)的液膜而又不至于太厚或者太薄。因此，在降膜設(shè)備的設(shè)計中，應(yīng)綜合考慮各方面的因素來確定布液器的環(huán)隙尺寸和靜液柱高度的大小。

為此，本文針對布液器的環(huán)隙間距和靜液柱高度2 個參數(shù)對降膜流動特性的影響展開了深入的研究，以期為布液器的設(shè)計、應(yīng)用提供參考。

1 試驗系統(tǒng)及方法

針對以上問題，搭建了如圖1 所示的試驗臺，所用工質(zhì)為水。試驗過程中循環(huán)水泵將低位水箱中的工質(zhì)不斷地輸送到高位水箱，為了減小液位波動對布膜的影響，高位水箱被分為工作腔和溢流腔兩部分，工質(zhì)在水泵的作用下先流入溢流腔再緩慢溢入工作腔。工作腔安裝有15，40，65，90及115 mm 等不同高度的溢流管，通過調(diào)節(jié)溢流管上閥門的開閉使液位穩(wěn)定在不同的高度，從而滿足試驗中不同入口壓力的需求。

圖1 試驗原理

測試段選用外徑19 mm 的光滑銅管，試驗前對管段進行清洗。為了保證工質(zhì)在降膜管外壁有良好的布膜效果，確保工質(zhì)沿管壁流動，本試驗設(shè)計了如圖2 所示的布液器，分為上、下兩部分，上部分對測試管段起到固定和對中的作用，尺寸與測試管徑大小相同，保證測試管段嚴格居中穿過布液器；下部分則起到導(dǎo)流作用，高度為40 mm，與試驗管之間可形成一定間距的導(dǎo)流環(huán)隙，工質(zhì)在自身重力作用下從環(huán)隙流出，在試驗管外側(cè)形成均勻的液膜，4 種不同規(guī)格的布液器與測試管間的尺寸關(guān)系見表1。

圖2 布液器的結(jié)構(gòu)示意

表1 布液器與測試管間的尺寸關(guān)系

為了保證試驗精度的要求，采用稱重法計量流量，每次計量時間為1 min，每個工況重復(fù)計量3 次取平均值作為最終流量。試驗均在常壓和穩(wěn)定條件下進行的，試驗過程中水溫始終保持在 20 ℃，采用恒溫控制器進行控制，控制精度為±0.1 ℃。液膜厚度采用光譜共焦位移傳感器進行測量，在距離出口處20 mm 布置測點，測試量程為±2 mm，測試精度可達±0.5 μm。測試時，采樣頻率設(shè)為1 000 Hz，采樣時間為15 s，每組工況采集15 000 個數(shù)據(jù)點用于處理分析。

2 數(shù)據(jù)處理

在降膜流動中，降膜雷諾數(shù)是一個關(guān)鍵的參數(shù)，定義為：

式中 Γ ——噴淋密度，kg/m3；

μ ——動力黏度，N·s/m2；

Qm——質(zhì)量流量，kg/s；

d ——測試管段外徑，m。

流量系數(shù)Cv表示布液器對工質(zhì)的流通能力，可通過下式進行計算：

式中 Qv——體積流量，m3/s；

H ——靜液柱高度，m。

出口流速v0可根據(jù)出口流量和截面積獲得：

式中 S ——環(huán)隙面積，m2。

液膜厚度是降膜流動的另一重要特征，本研究利用光譜共焦位移傳感器測得的瞬時膜厚的算術(shù)平均值計算時間平均膜厚：

式中 n ——采樣次數(shù)；

δi——瞬時液膜厚度，mm。

液膜波動的強弱程度是降膜流動的另一關(guān)鍵參數(shù)，可用標準差RSD 表示，計算方法如下：

試驗中，所有測試均要求在穩(wěn)定工況下進行，所采集到的數(shù)據(jù)應(yīng)具有明顯的周期性，若測試時發(fā)現(xiàn)數(shù)據(jù)呈現(xiàn)逐漸上升或增加的趨勢，則此時工況未達到平衡，應(yīng)重新進行調(diào)節(jié)。數(shù)據(jù)分析前，先利用3 σ原則對采集到的大量數(shù)據(jù)點進行篩選，當數(shù)據(jù)中出現(xiàn)誤差絕對值大于3 σ的值，則將其舍去。根據(jù)以上標準，對數(shù)據(jù)進行處理得到有效數(shù)據(jù)后再進行相關(guān)計算。

試驗所涉及的主要參數(shù)有質(zhì)量流量Γ、雷諾數(shù)Re、出口流速和液膜厚度δ，對試驗結(jié)果進行不確定度分析，得到質(zhì)量流量Γ和雷諾數(shù)Re 的不確定度為2%，出口流速的不確定度為2.5%，液膜厚度δ的不確定度為5%。

3 試驗結(jié)果及分析

圖3 示出了在不同靜液柱高度下環(huán)隙間距與降膜流量以及降膜雷諾數(shù)Re 間的關(guān)系，其中，降膜流量直接決定了降膜雷諾數(shù)的大小，二者呈線性相關(guān)。

圖3 不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和降膜流量間的關(guān)系

從圖中可以看出，降膜流量隨著環(huán)隙間距的增大呈線性增加，當環(huán)隙間距為0.3 mm 時，降膜流量在18～32 kg/h，此時雷諾數(shù)在300～600 之間，無論布液器上方靜液柱高度如何變化，試驗管外均有“干斑”出現(xiàn)，如圖4（a）所示；當環(huán)隙間距增大到0.5 mm 時，降膜流量增加了近200%，同時降膜雷諾數(shù)增加到1 000 以上，此時管外液膜分布均勻，可以形成穩(wěn)定的液膜，如圖4（b）所示；而當環(huán)隙間距達到0.9 mm、靜液柱高度為115 mm時降膜流量已增加到227.24 kg/h，可見，環(huán)隙間距的微小調(diào)節(jié)就可顯著改變降膜流量的大小。而靜液柱高度對降膜流量的影響則相對較弱，當環(huán)隙間距一定時，靜液柱高度每增大25 mm 降膜流量增加量僅為5%～20%，且靜液柱高度的增大對降膜流量的影響越來越小。

圖4 降膜流動形態(tài)

因此，相對于靜液柱高度，環(huán)隙間距對流量的作用更為顯著，同時為了避免換熱管外有“干斑”出現(xiàn)，降膜雷諾數(shù)應(yīng)保證在1 000 以上，同時布液器環(huán)隙間距不應(yīng)小于0.5 mm。

流量系數(shù)反應(yīng)了布液器流通能力的大小， 流量系數(shù)越大，局部阻力系數(shù)越小，圖5 示出了在不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和流量系數(shù)間的關(guān)系，當環(huán)隙間距為0.3 mm 時，不同靜液柱高度下布液器的流量系數(shù)幾乎保持不變，約為0.35，說明當環(huán)隙間距較小時，靜液柱高度對流量系數(shù)的影響不大；隨著環(huán)隙間距的增加，流量系數(shù)逐漸增大并趨于恒定值，當環(huán)隙間距為0.9 mm，靜液柱高度為15 mm 時，流量系數(shù)接近最大值1，表明此時工質(zhì)流通能力達到最大；此外，隨著環(huán)隙間距的增加，靜液柱高度對流量系數(shù)的影響逐漸明顯，當環(huán)隙間距大于0.3 mm 時，靜液柱高度越大，流量系數(shù)反而越小，說明靜液柱高度的增加會增大布液器出口的局部阻力，不利于布液。

圖5 不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和流量系數(shù)間的關(guān)系

布液器出口流速隨環(huán)隙間距和靜液柱高度的變化如圖6 所示，從圖中可以看出，整體上出口流速隨環(huán)隙間距的增加而增大，但增加趨勢逐漸變緩，最終接近穩(wěn)定值，當環(huán)隙間距為0.9 mm，靜液柱高度為115 mm 時工質(zhì)的出口流速達到最大，為1.15 m/s；當環(huán)隙間距一定時，工質(zhì)的出口流速隨著靜液柱高度的增加也逐漸增大，且環(huán)隙間距越大靜液柱高度對出口流速的影響越大。

圖6 不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和出口流速間的關(guān)系

通過光譜共焦位移傳感器測量了布液器出口處液膜厚度的變化，不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和出口膜厚間的關(guān)系如圖7 所示，從圖中可以看出，環(huán)隙間距和出口膜厚之間存在明顯的線性關(guān)系，環(huán)隙間距直接決定了出口處液膜厚度的大小，而改變靜液柱高度對出口膜厚的影響較小。

圖7 不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和出口膜厚間的關(guān)系

為了進一步研究環(huán)隙間距對液膜厚度的影響，在靜液柱高度為65 mm 時分別測試了0.5，0.7，0.9 mm 環(huán)隙間距下光滑管外沿程膜厚的變化情況。從布液器出口開始沿豎直方向每隔50 mm布置一個測點，共布置11 個測點，有效測試長度為500 mm，其膜厚測試結(jié)果如圖8 所示。從圖可看出，在測試長度范圍內(nèi)液膜厚度是逐漸減薄的，且隨著流動逐漸趨于穩(wěn)定，但環(huán)隙間距越小，膜厚變化幅度也相對越小，當環(huán)隙間距為0.5 mm 時，x=500 mm 處膜厚較出口處膜厚僅減薄了0.02 mm，這是因為環(huán)隙間距較小時，降膜流量也相對較小，液膜處于層流狀態(tài)，流動較為穩(wěn)定，導(dǎo)致膜厚無明顯變化；隨著環(huán)隙間距增大，膜厚沿管長的減小幅度越大，環(huán)隙間距為0.9 mm 時，末位置處的膜厚較出口處膜厚減薄了0.21 mm，這是由于環(huán)隙間距的增大使降膜流量明顯增加，從而導(dǎo)致液膜流速加快，因此從布液器出口到液膜流動穩(wěn)定這一過渡段內(nèi)出現(xiàn)了液膜厚度減薄的現(xiàn)象。

圖8 靜液柱高度為65 mm 時不同環(huán)隙間距下管外沿程膜厚的變化

圖9示出了不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和出口液膜波動強度的關(guān)系，如圖所示，液膜波動強度RSD 值隨環(huán)隙間距的增大基本保持不變，隨著靜液柱高度的增加，出口波動強度雖然略有增加，但增幅很小，最大增幅僅有0.5%，主要原因是由于液膜的測試點布置在距離布液器20 mm 處，仍然處于進口段，液膜波動幅度較小，隨著液膜沿管壁向下流動，降膜逐漸變?yōu)橥牧?，才開始出現(xiàn)波動，因此，布液器出口處的波動強度不受布液器入口參數(shù)變化的影響。

圖9 不同靜液柱高度下環(huán)隙間距和波動強度間的關(guān)系

4 結(jié)論

（1）降膜流量隨著環(huán)隙間距的增大呈線性增加，改變環(huán)隙間距可明顯增大降膜流量，而靜液柱高度對降膜流量的影響較小，為了避免換熱管外出現(xiàn)“干斑”，降膜雷諾數(shù)應(yīng)保證在1 000 以上，同時布液器環(huán)隙間距不應(yīng)小于0.5 mm。

（2）流量系數(shù)隨著環(huán)隙間距的增加逐漸增大并趨于穩(wěn)定，但隨著靜液柱高度的增大，流量系數(shù)卻有所下降，表明靜液柱的增加會增大布液器出口的局部阻力，不利于工質(zhì)流通。

（3）布液器出口流速受到靜液柱高度和環(huán)隙間距兩個因素的共同作用，隨著靜液柱高度和環(huán)隙間距的增大出口流速也逐漸增大，在測試工況范圍內(nèi)，最大流速可達到1.15 m/s。

（4）環(huán)隙間距直接影響了布液器出口處液膜厚度的大小，而布液器出口到液膜流動穩(wěn)定這一過渡段內(nèi)液膜厚度是逐漸減薄的，且環(huán)隙間距越大膜厚減小幅度越大；但布液器出口處的波動強度不受布液器入口參數(shù)變化的影響。