陳先林

摘 要：基于放射性廢液蒸發(fā)的特殊要求，設計了3 000 kg/h處理量的立式熱虹吸式再沸器，分析了再沸器高徑比對傳熱性能和流動特性的影響。結(jié)果表明：Kc和?pf隨L/Di的增大近似呈線性上升的趨勢，xE隨L/Di的增大而先減小后增大，L/LBC隨L/Di的增大則呈先增大后減小的趨勢，L/Di值在2.4～2.7范圍內(nèi)較合理。

關鍵詞：放射性廢液 熱虹吸 再沸器 設計

中圖分類號：TH122 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2015）12（b）-0121-04

Abstract：A vertical thermosiphon reboiler was designed based on the special requirements of 3000kg/h-scale radioactive waste liquid evaporation.The in?uences of height-diameter ratio on the heat transfer performance and flow characteristics inside the reboiler were analyzed.The results show that both of Kc and ?pf almost increase linearly with increasing L/Di.As L/Di increases，xE first decreases，then increases，however，the tendency of L/LBC present the opposite case. Reasonable L/Di value of reboiler is between 2.4～2.7.

Key Words：Radioactive liquid waste；Thermosyphon；Reboiler；Design

立式熱虹吸式再沸器具有傳質(zhì)系數(shù)大、不易結(jié)垢等優(yōu)點，在放射性廢液蒸發(fā)系統(tǒng)得到了良好應用[1]。再沸器的尺寸設計直接影響蒸發(fā)系統(tǒng)的設備布置和運行工況[2]，分析設計參數(shù)對再沸器蒸發(fā)特性的影響尤為關鍵。前人針對汽化率較高（0.05～0.35）的立式熱虹吸式再沸器進行了設計和調(diào)優(yōu)[3]，發(fā)現(xiàn)蒸發(fā)段出口氣含率對再沸器內(nèi)流體流動和傳熱特性影響顯著[4-6]。基于放射性蒸發(fā)過程的特殊需求，蒸發(fā)強度不宜過高，蒸發(fā)器出口氣含率通常低于0.06，針對這類再沸器的設計鮮有文獻報道。此外，換熱器的“高矮胖瘦”對內(nèi)部傳熱性能和運行情況的影響還不甚清楚。文章在傳統(tǒng)立式熱虹吸式再沸器設計思路的基礎上，對適用于放射性廢液蒸發(fā)系統(tǒng)的再沸器進行設計，分析再沸器高徑比對內(nèi)部傳熱性能和流動特性的影響，以期為同類再沸器的設計和優(yōu)化提供參考。

1 物理過程描述

立式熱虹吸式再沸器的工作流程如圖1所示。預熱到一定溫度的放射性廢液進入蒸發(fā)器塔釜，塔釜底部與再沸器連通，往再沸器殼程通入加熱蒸汽，使廢液加熱至沸騰，所產(chǎn)生的氣液混合相又返回至塔釜，以密度差推動廢液循環(huán)。如此，廢液中的大部分水轉(zhuǎn)化為二次蒸汽逸出設備，使廢液得到濃縮處理。

2 設計過程

2.1 基本衡算

按工藝要求對蒸發(fā)器做物料衡算，可得再沸器產(chǎn)出的二次蒸汽量：

（1）

式中，F(xiàn)為進料流率，kg/h；W為二次蒸汽流率，kg/h；x1/x0為廢液濃縮倍數(shù)。若再沸器熱源僅為低壓蒸汽潛熱，蒸發(fā)器的熱損失取加熱蒸汽總放熱量（Dγ）的1%。對蒸發(fā)器做熱量衡算可得加熱蒸汽用量：

（2）

式中，γc為加熱蒸汽潛熱，kJ/kg；h0為原放射性廢液的比焓，kJ/kg；h1為蒸殘液的比焓，kJ/kg；H為二次蒸汽的比焓，kJ/kg。

2.2 初估換熱器尺寸

再沸器換熱管的數(shù)目NT、實際換熱面積A和再沸器內(nèi)徑Di可以分別表示為[7]：

（3）

（4）

（5）

式中，Q為再沸器熱負荷（Dγc），W；?T為平均傳熱溫差，℃；do為換熱管外徑，m；L為換熱管長，m；t為管中心距，m；b取1.5d0，且換熱管按正三角形排列。

根據(jù)經(jīng)驗，下循環(huán)管的截面積取加熱管內(nèi)總流通面積的30%，上循環(huán)管的截面積為總流通截面積的70%，由以此可確定出上下循環(huán)管的尺寸。加熱蒸汽入口管流速取20 m/s，冷凝液出口管流速取0.5 m/s，由此可確定進出口管嘴型號。

2.3 顯熱段和蒸發(fā)段的長度

首先假定蒸發(fā)段出口質(zhì)量氣含率xE，據(jù)經(jīng)驗，放射性廢水蒸發(fā)過程不宜劇烈，蒸發(fā)段出口氣含率通常在0.01～0.06之間，再沸器管內(nèi)總的循環(huán)廢液流量為：

（6）

當Rei>104時，管內(nèi)湍流傳熱膜系數(shù)為：[8]

（7）

（8）

式中，Rei為換熱管內(nèi)流動雷諾數(shù)；di為換熱管內(nèi)徑，m；λl為廢液的導熱系數(shù)，W/（m2·℃）；μl為廢液粘度，Pa·s；Pr為廢液普朗特準數(shù)。管外降膜膜內(nèi)為滯流，殼程加熱蒸汽冷凝側(cè)的傳熱膜系數(shù)[9]：

（9）

（10）

式中，Reo為管外冷凝液降膜雷諾數(shù)；μc為加熱蒸汽冷凝液的粘度，Pa·s；ρc為加熱蒸汽冷凝液的密度，kg/m3；λc為蒸汽冷凝液的導熱系數(shù)，W/（m2·℃）。

換熱管材質(zhì)為奧氏體不銹鋼，在100℃時的導熱系數(shù)λ=16W/（m·℃）。管內(nèi)料液沸騰側(cè)的污垢系數(shù)取Ri=3.4×10-4（m2·℃）/W；管外加熱蒸汽冷凝側(cè)的污垢系數(shù)取Ro=1.7×10-4（m2·℃）/W[7]。上述污垢系數(shù)取值較高是為了考慮一定的裕度。根據(jù)傳熱阻力疊加原理，顯熱段傳熱系數(shù)：

（11）

式中，δ為管壁厚度，m；dm為換熱管內(nèi)外平均直徑，m。顯熱段長度可表示為[10]：

（12）

式中，cpl為廢液的定壓比熱容，kJ/kg·℃；ρl為廢液密度，kg/m3；?t/?p為換熱管內(nèi)單位壓降下的溫度降，℃/Pa。 蒸發(fā)段長度：

（13）

2.4 總傳熱系數(shù)

蒸發(fā)段管內(nèi)對流沸騰的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)[8]：

（14）

其中，am為平均核狀沸騰影響系數(shù)，其值根據(jù)不同氣含率和流型確定，相關計算參考文獻[11]進行。加熱管內(nèi)兩相對流傳熱膜系數(shù)：

（15）

式中，xm為平均氣含率，按Martinelli方法[6]計算平均Xtt：

（16）

按Mcnelly公式求泡核沸騰傳熱膜系數(shù)[2]：

（17）

式中，γl為廢液的氣化潛熱，kJ/kg；ρv為二次蒸汽密度，kg/m3；μv為二次蒸汽的粘度，Pa·s；pm為管內(nèi)平均壓強，Pa；σ為氣液相界面的表面張力系數(shù)，N/m。設蒸發(fā)段的污垢系數(shù)與顯熱段相同，以管外表面積為基準的總傳熱系數(shù)

（18）

則再沸器的平均總傳熱系數(shù)：

（19）

2.5 傳熱面積核算

再沸器所需傳熱面積：

（20）

再沸器傳熱面積余度：

K （21）

2.6 流體力學校核

2.6.1 循環(huán)推動力

取整個加熱管兩相流循環(huán)過程中的平均質(zhì)量氣含率為

（22）

按式計算Martinelli參數(shù)Xtt，加熱管內(nèi)平均氣相體積分數(shù)和兩相流平均密度可分別表示為：

（23）

（24）

同理，帶入加熱管出口氣含率xE即得加熱管出口氣相體積分數(shù)RgE和出口兩相流平均密度ρtpE。設定適宜的出口管高度LDE，則循環(huán)推動力[8]：

（25）

2.6.2 循環(huán)阻力

循環(huán)阻力包括進口段摩擦阻力和局部阻力?p1，顯熱加熱段摩擦阻力?p2，蒸發(fā)段摩擦阻力?p3，蒸發(fā)段加速壓降?p4，以及出口段摩擦阻力和局部阻力?p5，各阻力計算方法可參考文獻[8]。立式熱虹吸式再沸器循環(huán)的必要條件[4]：

（26）

由此可以看出，換熱管出口氣含率xE受推動力和阻力共同控制，當二者相等時，xE即為操作氣含率。立式熱虹吸式再沸器設計計算框圖如圖2所示。

3 計算結(jié)果與討論

3.1 計算示例

現(xiàn)以某中低放廢液蒸發(fā)濃縮系統(tǒng)為例，廢液進料溫度為90 ℃，處理量為3000 kg/h，濃縮倍數(shù)為300。加熱蒸汽采用表壓0.3 MPa的低壓蒸汽（飽和溫度為143.4 ℃）。選用立式熱虹吸式再沸器，廢液走管程，加熱蒸汽走殼程。換熱管采用φ32 mm×2.5 mm長2 m的316L不銹鋼管。

立式熱虹吸式再沸器的傳熱系數(shù)一般在800～1600 W/（m2·℃），為了便于操作過程中熱負荷的調(diào)節(jié)，可以保守假定總傳熱系數(shù)K=757 W/（m2·℃）。計算得到再沸器的結(jié)構(gòu)和工藝參數(shù)示于表1中，表中數(shù)據(jù)顯示再沸器傳熱系數(shù)在合理范圍內(nèi)，換熱面積具有21.5%的裕度，設計合理。

3.2 L/Di對換熱器性能影響

當換熱面積固定為64.94 m2的前提下，分別考察了立式熱虹吸式再沸器換熱管長度和換熱器內(nèi)徑之比對傳熱系數(shù)Kc，出口氣含率xE，循環(huán)阻力?pf以及顯熱段長度比率LBC/L的影響，如圖3所示。從圖中可以看出，Kc和?pf隨L/Di的增大近似呈線性上升的趨勢，xE隨L/Di的增大而先減小后增大，L/LBC隨L/Di的增大則呈先增大后減小的趨勢。對于放射性廢液蒸發(fā)系統(tǒng)而言，為了降低液沫夾帶[12-13]，再沸器換熱管出口處xE不宜太大。同時，為延長換熱器的使用壽命，避免換熱管干燒，換熱管蒸發(fā)潛熱段不宜過長[2]。計算結(jié)果表明，放射性廢液蒸發(fā)立式熱虹吸式再沸器的L/Di值在2.4～2.7范圍內(nèi)較合理，文中設計的再沸器的L/Di值約為2.62。

4 結(jié)論

文章針對放射性廢液處理的特殊要求，在傳統(tǒng)立式熱虹吸式再沸器設計思路的基礎上，提出合理簡化，完成了針對3000kg/h的中低放廢液蒸發(fā)再沸器的設計，并分析了設計過程中需要考慮的問題，可為放射性廢液蒸發(fā)立式熱虹吸式再沸器的設計提供參考。主要結(jié)論如下：（1）放射性廢液蒸發(fā)過程不宜劇烈，如此，可以降低液沫夾帶，且可以促進熱虹吸式再沸器廢液的循環(huán)流率，促進管內(nèi)壁面沖刷，延緩管壁結(jié)垢，提高傳熱效率。（2）計算得到立式熱虹吸式再沸器的關鍵尺寸，其中，L/Di值在2.4～2.7范圍內(nèi)較合理。

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