竖直多孔管降膜蒸发传热实验

范永坚，徐宏，徐鹏（华东理工大学机械与动力工程学院，化学工程联合国家重点实验室，上海 200237）

竖直多孔管降膜蒸发传热实验

范永坚，徐宏，徐鹏
（华东理工大学机械与动力工程学院，化学工程联合国家重点实验室，上海 200237）

摘要：研究了内表面烧结型多孔管对降膜蒸发换热效果的影响。采用单管降膜蒸发器，由壳程的蒸汽加热管程的水降膜传热。在热通量q=13～90 kW·m−2，传热温差ΔT=2.87～9.5℃，液体Reynolds数ReL=4500～15000范围内，求不同工况下管内降膜传热系数，并将其与相对应的光管换热性能进行比较。比较数据可知：多孔管的管内降膜传热系数是光管的2.03倍，总传热系数是光管的1.78倍，多孔管强化传热效果明显。

关键词：烧结型多孔管；降膜蒸发；传热系数；强化传热

2015-05-14收到初稿，2015-09-16收到修改稿。

联系人：徐宏。第一作者：范永坚（1990—），男，硕士研究生。

Received date: 2015-05-14

引　言

竖直管内降膜蒸发具有高的传热系数、无静压损失和传热温差小等优点，适用于黏度较大、热敏性物料，易于实现多效操作、不易结垢。

国内外学者对竖管降膜的强化做了许多研究。Fagerholm等[1]进行了光管和4种强化管（High flux、Gewa-T、Thermoexcel-E and-EC）的降膜蒸发实验。结果表明，4种强化管都能显著强化传热性能，且与热通量有很强的相关性。魏峰[2]利用螺旋线作为强化传热元件对降膜蒸发的传热性能进行测试。实验结果表明，螺旋线的结构参数对传热系数有明显的影响，可以提高传热系数最大达20%。赵鸿汉[3]将波纹管作为换热管应用到降膜蒸发器中，流体液膜沿着交替的曲线向下流动，不断改变压力和流速，导致湍动和边界层的减薄，从而强化传热。Shu等[4]在垂直加热管中引入饱和蒸汽用于湍流降膜蒸发。实验发现，在不提高液膜传热温差的情况下，传热系数提高12%，液膜厚度降低了10%。

表面多孔管是20世纪60年代末发展起来的一种高效强化传热元件，其多孔表面可以显著强化蒸发与沸腾传热[5-7]。表面多孔管在相对较低的传热温差下使其换热性能大幅度提高，有利于换热设备的紧凑和高效化。

但现有的文献针对表面多孔材料的降膜蒸发研究多集中在水平管[8-12]，在竖直管内降膜蒸发的相关实验研究较少。水平管降膜蒸发器占地面积较大，且在相同的Reynolds数条件下溶液沿竖管管壁降膜时液膜对管壁的覆盖率比水平管要好，而且液膜膜厚沿流动方向分布更加均匀。因此，竖管降膜蒸发器与横管相比有一定的特殊性。为了进一步了解竖直多孔管的降膜蒸发性能和强化蒸发的机理，本文以水为介质，分别对内表面烧结型多孔管和光管进行实验研究，分析两种换热管在垂直管内降膜蒸发传热性能上的差异。

1　实验系统和方法

1.1实验流程

实验装置以蒸发管为主体（图1）。蒸发管直径为38 mm（壁厚3 mm），管长1.7 m，有效加热管长1.5 m。料液由循环泵4从水箱10送出，经过转子流量计3进入预热器1被加热至接近沸点温度，进入实验段。料液从蒸发器的顶部进口流下，沿径向从布液板5上均匀流向四周，料液溢流经过换热管7上端面呈膜状沿换热管的内壁向下流。一部分液体在向下流动的过程中吸收管外蒸汽冷凝的热量不断蒸发成二次蒸汽，二次蒸汽同未蒸发的液体一起进入储水箱。经过储水箱的预分离作用，二次蒸汽流向分离器9再次分离，最后冷凝、计量，可以得到管内蒸发的汽化量。加热蒸汽由蒸汽发生器11产生，在壳程冷凝，冷凝水流入计量罐12，可测量蒸汽的冷凝量。

图1　实验系统Fig.1　Schematic diagram of experimental apparatus1—heater; 2—condenser; 3—flowmeter; 4—pump; 5—liquid distributing plate; 6—liquid storage tank; 7—experimental tube; 8—separation cup; 9—gas-liquid separator; 10—water tank; 11—steam generator; 12—gauge tank

本实验需要测量的数据包括：进口流量，预热温度，蒸发管壁面温度，管程进、出口的温度和压力，壳程进、出口的温度和压力。实验段（换热管）平均分布5个T型热电偶埋入换热管壁，每段间隔250 mm。

蒸发器的管程、壳程进、出口温度测量采用T型铠装热电偶。管程进、出口装有压力表，测量进、出口压力。进口流量采用涡轮流量传感器测量。涡轮流量传感器与热电偶信号均接入数据采集器，每6 s记录一次数据。各个测量结果分别取实验时间各个数据的算术平均值。

料液在预热器加热到接近沸点，保证料液在进入蒸发管很短的距离内受热蒸发，减少热发展段的影响。蒸发管顶部0.2 m作为流动发展段[2]，保证料液进入加热段时已流动均匀，故有效加热段为1.5 m。实验中采用管程二次蒸汽冷凝水量计算热负荷，壳程加热蒸汽冷凝水则用来校核系统热平衡。

表1　实验管几何参数Table 1　Geometries of studied tubes

本实验测试的多孔管采用与光滑管相同的基体尺寸，是由球形合金粉末（颗粒直径40～50 μm）在紫铜管上烧结构成的多孔层，其多孔表面结构[13]如图2所示。

1.2实验数据处理

影响降膜侧传热系数的主要因素有布膜情况、传热温差、液膜Reynolds数等。本实验在热通量q=13～90 kW·m−2，传热温差ΔT=2.87～9.5℃，液体周边进料流量Γ=0.28～1.11 kg·m−1·s−1范围内，测定了管内降膜传热系数。

图2　多孔层结构Fig.2　Schematic diagram of porous layer1—experimental tube; 2—porous layer; 3—cavity; 4—bubbles; 5—liquid

热通量由单位时间内收集的管内冷凝水求得

降膜侧平均传热系数的计算公式为

量纲1化传热膜系数的计算公式为

1.3不确定度分析

不确定度分析采用Kline等[14]的方法。根据间接测量量的不确定度传递和计算方法，先假设

其中各变量相互独立，各自不确定度为（δx1, δx2, δx3,···,δxn），则间接测量量y的不确定度及相对不确定度计算公式为

实验测量中，管径误差0.02 mm，管长误差1 mm，流量计精读等级为1.5级，热电偶误差0.1℃，量筒误差2 ml，秒表误差1 s。热通量的相对不确定度可结合式（1）和式（6）求得，管内降膜传热系数的相对不确定度可结合式（2）和式（6）求得。经过误差传递分析，得到热通量和管内降膜传热系数的最大不确定度为1.6%和6%。

2　实验结果与讨论

为了检验本系统的准确性，将光管实验结果与Herbert等[15]关联式计算的结果进行对比。本实验光管的传热温差ΔT为2.87～9.5℃，由图3可以看出实验值与理论值相比较小。传热温差为3.5℃时，最大实验误差达到21.61%，而传热温差为9.5℃时，最大实验误差为13.14%。这主要是由于Herbert的实验是管外电阻丝加热的管内降膜蒸发，这与本实验壳程蒸汽加热是有差别的。电阻丝加热的换热量通过功率换算，不考虑热量损失。而蒸汽加热的换热量通过管程二次蒸汽的冷凝量来计算。因此，换热量计算和加热均匀性都会有一定的差别。总体来看，实验值与理论值发展趋势大致相同，平均误差为±14.5%，表明实验系统所测的结果可靠。

图3　量纲1传热系数实验值与理论值的比较Fig.3　Comparison of theoretical value and experimental value of dimensionless heat transfer coefficient

2.1液膜Reynolds数的影响

图4反映了在液膜Reynolds数ReL为4500～15000时，多孔管（porous tube，PT）和光滑管（smooth tube，ST）的管内降膜传热系数随Reynolds数的变化曲线。随着Reynolds数从4675增加到15586，各个条件下光管的蒸发传热系数不断提高，最大达到40.7%，这与Liu等[16]、Fujita等[17]在对流区域的液膜蒸发换热研究结论一致，当大于临界Reynolds数以后，虽然液膜流量的增大使液膜厚度增加，但同时也加剧了湍流程度，导致有利因素大于不利因素，从而提高传热系数。而随着流量的增加，各个条件下的多孔管管内传热系数变化最大约8%。考虑管内传热系数的最大不确定度为6%，可以认为多孔管管内传热系数总体趋于平稳。这主要是由于：一方面，多孔管表面的凹腔结构可以提供更多的换热面积，同时破坏了液膜边界层的发展，降低了热阻，成倍地提高传热系数。如图4所示，在加热蒸汽为115℃时，多孔管蒸发侧传热系数稳定在13200 W·m−2·℃−1附近，光管蒸发侧传热系数最大为7520 W·m−2·℃−1。多孔管的管内降膜传热系数约是光管的1.76倍。另一方面，多孔管表面有很多凹凸不平的小颗粒，使液流在很小的Reynolds数时就已经进入湍流状态。因而，即使继续增大Reynolds数，湍流强化作用也并不明显。

图4　管内降膜传热系数与液膜Reynolds数的关系Fig.4　Relation between heat transfer coefficient and Reynolds number of PT and ST

2.2热通量的影响

图5、图6表示在不同热通量时，表面多孔管和光滑管的管内降膜传热系数和总传热系数的变化。相同质量流量条件下，多孔管的临界热负荷大于光管，管内降膜传热系数明显大于光管。如图5所示，质量流量为0.44 kg·m−1·s−1时，多孔管的最小热通量和最小管内降膜传热系数分别为31 kW·m−2和10464 W·m−2·℃−1，而光管为13.8 kW·m−2和3692 W·m−2·℃−1。这主要是因为多孔管表面利于料液均匀分布，液膜很薄，热量可以很快达到气液界面，使料液急速蒸发[18]。同时，多孔管表面可以提供更多的换热面积，提高换热能力。

图5　管内降膜系数与热通量的关系Fig.5　Relation between heat transfer coefficient and heat flux of PT and ST

图6　总传热系数与热通量的关系Fig.6　Relation between overall heat transfer coefficient and heat flux of PT and ST

另一方面，可以看出随着热通量的增长，表面多孔管的管内降膜传热系数迅速增加。质量流量为0.88 kg·m−1·s−1，热通量在36.18～85.75 kW·m−2范围内，多孔管的管内降膜传热系数提高了34%。这主要是由于热通量的增加引起壁温升高，从而使液膜黏度降低，有利于传热。此外，随着换热量的增加，多孔层凹穴内外也不断进行液体质量交换，加剧液膜扰动，从而强化了传质传热。

多孔管的强化效果的评价，首先对光滑管和多孔管的传热系数进行拟合。取实验范围下的热通量q=40～60 kW·m−2，计算多孔管降膜传热系数（和总传热系数）与光滑管的比值。如在热通量为52 kW·m−2时，光滑管和多孔管的降膜传热系数分别为5682.96 kW·m−2·℃−1和11507.36 W·m−2·℃−1，而总传热系数分别为3146.08和5591.04 W·m−2·℃−1。由比较数据可知：多孔管的管内降膜传热系数是光管的2.03倍，总传热系数是光管的1.78倍，多孔管强化传热效果明显。

2.3传热温差的影响

图7为多孔管和光管的热通量与传热温差的关系曲线。由图可知，烧结性表面多孔管和光滑管的热通量都随传热温差的增大而增大，且烧结型表面多孔管实验点的上升趋势均大于相同质量流量的光管，说明表面多孔管对传热温差的变化比光管更敏感。质量流量为0.88 kg·m−1·s−1，传热温差Tw−T 在2.87～6.77℃范围内时，多孔管的热通量提高147%，说明传热温差对多孔管管内降膜传热系数有重要影响。

实验中多孔管可以有效降低传热温差，但强化原因仍不清楚。如在热通量为50 kW·m−2时，多孔管的传热温差约为4.6℃，光滑管的传热温差约为9.4℃，前者约为后者的1/2。参考罗森诺[19]沸腾传热计算式，这主要是因为多孔层可以提供稳定的汽化核心，从而能够在很小的传热温差下沸腾[20]。此外，多孔管表面有很多颗粒，使边界层不能充分发展，故边界层薄。而光滑管在实验条件下以表面蒸发为主，液膜的传热阻力是主要影响因素[21-22]。

图7　热通量与传热温差的关系Fig.7　Relation between heat flux and temperature difference of PT and ST

此外，从图8可以看出，即使在不同质量流量条件下，随着加热蒸汽温度的提高，强化传热因子ε（相同加热蒸汽温度下多孔管与光管的热通量之比）都呈现减小趋势，这与 Fagerholm等[1]的研究一致。如在质量流量为0.66 kg·m−1·s−1时，106℃加热蒸汽强化因子为2.49，而109℃加热蒸汽强化因子为2.13。主要原因如下：首先，多孔管是一种强化沸腾传热的换热管，能够在较小的温差下保持高效沸腾传热[23]。随着传热温差和热通量的增大，气泡脱离阻力不断增大，产生的气泡覆盖在多孔层表面，热阻增大，阻碍核态沸腾的进行。同时，会对多孔层孔穴中液体的补充产生阻碍，传热温差越大，阻碍作用越明显。

图8　多孔管强化传热因子与加热蒸汽温度的关系Fig.8　Effect of steam heating temperature on factor of enhanced heat transfer

2.4特征关联式

沈吟秋等[20]对多孔管进行了实验研究，观察到了沸腾现象，得到传热系数关联式（7），表明降膜传热系数与热通量q和液体周边进料流量Γ有关。

经过实验发现，液体周边进料流量Γ对多孔管传热系数影响不大，热通量与传热温差Tw−T有明显的关系，因而特征关联式可以整理为h+与Tw−T的函数

参考该关联式，利用最小二乘法对实验获得的数据进行拟合，得到管内降膜传热系数关联式（9）如下

此关联式计算值与实验值的关系如图9所示，其平均误差为3.25%，最大误差为9.64%。其参数范围：ReL=4500～15000，q=31～90 kW·m−2。

图9　多孔管特征关联式计算值与实验值的比较Fig.9　Comparison of calculated value and experimental value of PT

2.5多孔管的强化机理分析

相比表2的强化方法，多孔管强化效果已达到领先水平。

表2　不同强化方法比较Table 2　Comparison of different enhanced methods

经过分析，主要归结于以下几点[11,24]。

（1）多孔管的表面属于一种内凹型、内部连通的多孔结构，可在极小的温差下实现核态沸腾，强化了降膜蒸发侧的传热。

（2）实验所用的表面多孔管具有较多的微孔，使液体沸腾主要发生在微孔内而非管壁上，从而沸腾传热的真实面积远大于光管表面积。

（3）多孔层表面液体分布更加均匀，消除壁面的局部过热。此外，多孔层内外的质量交换加剧了液膜的扰动，强化了换热管表面的传热传质的进行。

3　结　论

本实验在常压下以水为工质，以紫铜为基体，以铜粉为烧结用金属粉末，研究了1.7 m长烧结型表面多孔管的降膜传热性能，通过实验观察和结果分析，得到以下结论。

（1）液膜Reynolds数的提高对多孔管管内降膜传热系数影响不大，流体的湍动强化对光管的传热系数有较大提高。

（2）多孔管的管内降膜传热系数是光管的2.03倍，总传热系数是光管的1.78倍，强化效果明显。

（3）多孔管人为提供了大量的理想汽化核心，使液体能够在较小传热温差时保持高效核态沸腾。相同热通量条件下，多孔管的传热温差约为光管的1/2。多孔管的强化传热因子随着加热蒸汽温度的提高而减小，主要是因为热通量过高时，气泡脱离阻力不断增大，阻碍核态沸腾，因此多孔管难以发挥强化作用。

（4）根据实验数据关联出多孔管管内降膜传热系数关联式，可供工程设计时参考。

符号说明

di——换热管内径，mm

g ——重力加速度，m·s−2

h ——降膜蒸发传热系数，kW·m−2·℃−1

h+——量纲1化降膜蒸发传热系数

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DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20150614

中图分类号：TK 124

文献标志码：A

文章编号：0438—1157（2016）02—0512—07

Corresponding author:Prof. XU Hong, hxu@ecust.edu.cn

Heat transfer experiment of falling-film evaporation in vertical porous tube

FAN Yongjian, XU Hong, XU Peng
(State Key Laboratory of Chemical Engineering, School of Mechanical and Power Engineering, East China University of Science and Technology, Shanghai 200237, China)

Abstract:This paper presents the effect of internal sintered porous tube on the falling-film evaporation heat transfer coefficients. The experiment was performed with a single-tube evaporator, using steam in the shell to heat water in the tube. The falling-film evaporation heat transfer coefficients were calculated under various conditions with heat flux from 13 kW·m−2to 90 kW·m−2, heat transfer temperature difference from 2.87℃ to 9.5℃, and liquid Reynolds number from 4500 to 15000. The experimental results with a smooth tube are compared to those with an internal sintered porous tube. The results show that the falling-film evaporation heat transfer coefficients of an internal sintered porous tube are 2.03 times that of smooth tube, while the overall heat transfer coefficients are 1.78 times. The enhancement effects for heat transfer of internal sintered porous tube are obvious.

Key words:sintered porous tube; falling-film evaporation; heat transfer coefficient; heat transfer enhancement