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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