P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數的研究

霍曉東 劉秋娟 賈原媛

(天津科技大學天津市制漿造紙重點實驗室，天津，300457)

P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數的研究

霍曉東 劉秋娟 賈原媛

(天津科技大學天津市制漿造紙重點實驗室，天津，300457)

研究了P-RC APMP制漿廢水的沸騰傳熱系數，實驗在強制循環蒸發器上進行，考察了熱通量、流體流速、流體濃度對P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數的影響。結果表明，在一定的熱通量下，隨著流體流速的增加，P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數增加;濃度不同，流速對傳熱系數的影響不同，濃度越大，流速對傳熱系數的影響越大。

P-RC APMP制漿廢水;沸騰傳熱系數;熱通量;流速

目前，CTMP和APMP制漿廢水處理工藝技術方法主要有3種：①好氧處理法，如活性污泥法;②包括厭氧和好氧處理在內的二級或三級不同組合綜合處理方法;③新近研究開發的燃燒法。許多化機漿廠采用初級和二級生物處理法處理制漿廢水。經過沉淀、好氧或厭氧生物等多道工序處理后，制漿廢水中BOD5可除去95%以上，處理后的制漿廢水對水生生物的危害基本消除［1-5］。但是，由于水資源的日益緊缺以及環境壓力的不斷增加，制漿廢水減量化甚至零排放技術已經開始被現代化漿廠選用，例如芬蘭的Joutseno BCTMP廠安裝了一套包括1臺MVR降膜式蒸發器的Rinheat蒸發系統，磨漿時產生的蒸汽用于再沸器中生產清潔蒸汽，用作蒸發車間的能源，只有少量廢水由蒸發器送往處理車間，冷凝水回用于BCTMP制漿廠。加拿大Millar Western Pulp(Meadow Lake)Ltd．實現了封閉循環，全廠的廢水經初級處理澄清后，把纖維物質除去，然后送進機械蒸汽再壓縮蒸發器 (MVR)，通過三效MVR降膜蒸發器，將廢水濃度從2%濃縮至35%，最后繼續用兩效蒸汽加熱的降膜蒸發器增濃至65%，送堿回收爐焚燒［6-7］。太陽紙業股份有限公司化機漿生產線P-RC APMP制漿廢水也實現了“零排放”，經過初步過濾，送MVR，廢水濃度從2%濃縮至15%，然后與麥草漿黑液混合后進入多效蒸發系統繼續濃縮，最后送堿回收爐焚燒。采用燃燒法的廢水減量化技術可達到“零排放”，無疑是現代化漿廠發展的一種趨勢。

傳熱系數是反映蒸發器工作狀況最重要的參數之一，它是蒸發過程中計算蒸發效率，蒸發強度，蒸發面積，進而計算蒸發能耗和經濟效益的重要數據［8-11］。本實驗利用自制的強制循環蒸發器測定了P-RC APMP制漿廢水的沸騰傳熱系數，為蒸發燃燒技術在化機漿廢水處理中的推廣應用提供理論和實驗依據。

圖1 實驗裝置流程圖

1 實驗

1.1 原料

實驗所用的P-RC APMP制漿廢水取自太陽紙業股份有限公司，分兩種廢水，一種是P-RC APMP二期制漿車間過濾后送熱泵蒸發前的，廢水固形物含量為2．22%;另一種是經過熱泵蒸發以后的，其固形物含量為12．40%，而濃度為4．83%和7．91%的廢水是將上述兩種廢水混合而得的。

1.2 實驗儀器

實驗儀器及流程如圖1所示，實驗段為 Φ37 mm，壁厚1．5 mm，長1200 mm的垂直不銹鋼圓管，沿其軸向分布5對銅-康銅熱電偶以測量壁溫，另外利用兩根銅-康銅熱電偶測量料液進、出口溫度。在一定的電加熱功率下，P-RC APMP制漿廢水在蒸發管2內沸騰形成氣液兩相流，液體和沸騰產生的蒸汽進入氣液分離器7。分離出的二次蒸汽進入冷凝器8，冷凝液經計量后返回系統循環。

1.3 實驗流程與方案

①向系統中加入一定量的P-RC APMP制漿廢水。

②開啟料液循環泵，調節泵出口閥，使流量計顯示到所需的流量。

③開啟電加熱系統，調節各變壓器使蒸發管在一定的加熱功率下被均勻加熱。

④加熱管內液體臨近沸騰時打開蒸汽冷凝器冷卻水進口閥。

⑤當料液主體溫度達到沸點而且顯示值達到穩定時，定時采集壁溫及主題溫度數據，同時測量蒸汽冷凝液量及進出口壓力。

⑥按實驗計劃改變各參數并重復上述步驟。

1.4 主要測量參數

本實驗測量的主要參數有：①電爐絲的加熱電壓Ui，V，加熱電流Ii，A;②P-RC APMP制漿廢水進出 口 溫 度 Tl，in，Tl，out，℃ ; ③ 蒸發管中各個測溫點的壁溫 Ti，℃;④P-RC APMP制漿廢水主體循環量Vl，m3/h;⑤P-RC APMP制漿廢水蒸發二次蒸汽冷凝液量 Vg，m3/h;⑥蒸發器進出口壓力 Pf，in，Pf，out，MPa。

1.5 沸騰傳熱系數的計算

(1)熱通量的計算

本實驗采用如下方法計算熱通量［12-14］，計算公式為：

式中：

q——加熱管的熱通量，W/m2;

AT——加熱管的內壁面積，m2。

Qg——單位時間汽化蒸汽所需要的熱量，W;

Ql——單位時間廢水從進口溫度加熱到出口溫度所需要的熱量，W;

msg——產生蒸汽的質量流量，kg/s;

msl——加熱管內廢水的主體質量流量，kg/s;

Cpl——廢水的比熱容，J/(kg·K);

rl——廢水中的水蒸發時的汽化潛熱，J/kg;

AT——加熱管的內表面積，m2;

Tl，in——蒸發管廢水的進口溫度，℃ ;

Tl，out——蒸發管廢水的出口溫度，℃。

(2)管內流動沸騰傳熱系數hfbs的計算沸騰傳熱系數hfbs的計算公式為：

式中：

Tf——蒸發管內廢水的平均溫度，℃;

Tw——蒸發管的平均內壁溫度，℃;

因熱電偶嵌在管壁中，其測得的溫度并不是蒸發管的內壁溫度，因此需做如下修正：

式中：

Ti——蒸發管各個測溫點對應的實測溫度，℃;

Twi——蒸發管各個測溫點對應的內壁溫度，℃;

di——蒸發管的內徑，m;

do——蒸發管的外徑，m;

L——管長，m;

λ——不銹鋼的導熱系數，W/(m·K)。本實驗中取18 W/(m·K)。

2 結果與討論

固定P-RC APMP制漿廢水的濃度以及流量，考察熱通量對P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數的影響。濃度為2．22%的P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數與熱通量的關系如圖2所示。當熱通量在7000～10000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大，這是因為隨著熱通量的增大，加熱壁面的溫度升高，導致單位面積上汽化核心增多，因此傳熱系數增大，這個階段稱為核狀沸騰階段。當熱通量在10000～12500 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而減小，這是因為隨著加熱壁面溫度的升高，單位面積的汽化核心急劇增多，在加熱壁面上形成了一層氣膜，而熱量必須透過這層氣膜才可以傳給液體，從而導致傳熱系數下降，這個階段稱為膜狀沸騰階段。當熱通量大于12500 W/m2時，傳熱系數又隨著熱通量的增大而增大，這是因為隨著熱通量的增大，加熱壁面溫度的升高，熱輻射的影響已經超過了氣膜的影響，因此傳熱系數又增大，這個階段也屬于膜狀沸騰階段。由核狀沸騰轉變為膜狀沸騰時的溫差稱為臨界溫度差，這時的熱通量稱為臨界熱通量。

濃度為4．83%的P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數與熱通量的關系如圖3所示。當流速在2．5～3．5 m3/h，熱通量在7000～16000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大;當熱通量大于16000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而減小。當流速為 4．0 ～4．5 m3/h，熱通量在 8000 ～10000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大;熱通量在10000～13000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而減小;當熱通量大于13000 W/m2時傳熱系數又隨著熱通量的增大而增大，而熱通量大于15000 W/m2時傳熱系數隨熱通量的增大變化不明顯。

圖2 2．22%濃度時傳熱系數與熱通量的關系

圖3 濃度4．83%時傳熱系數與熱通量的關系

濃度為7．91%的P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數與熱通量的關系如圖4所示。當流速為2．5 m3/h，熱通量在6000～16000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大。當流速為3．0～3．5 m3/h，熱通量在6000～13000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大;熱通量在13000～16000 W/m2時，流速為3．0 m3/h的傳熱系數隨熱通量的增大無明顯變化，但流速為3．5 m3/h的傳熱系數隨著熱通量的增大而減小。當流速為4．0～4．5 m3/h，熱通量在6500～11000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大;熱通量在11000～16000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大略有下降;當熱通量大于16000 W/m2時傳熱系數隨著熱通量的變化不明顯。

圖4 濃度7．91%時傳熱系數與熱通量的關系

濃度為12．40%的P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數與熱通量的關系如圖5所示。當流速為2．5 m3/h，熱通量在7000～10000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的變化不明顯;當熱通量在10000～19000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大;當熱通量大于19000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而減小。當流速為3．0 m3/h，熱通量在7000～13000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的變化不明顯;熱通量在13000～16000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而減小;當熱通量大于16000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而略微增大。流速為3．5 m3/h，熱通量大于7000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而減小。流速為4．0 m3/h，熱通量在7000～10000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而增大;當熱通量大于10000 W/m2時，傳熱系數隨著熱通量的增大而減小。

圖5 濃度12．40%時傳熱系數與熱通量的關系

綜合分析圖2～圖5，可以發現，當流速為2．5～4．5 m3/h，熱通量在6000～16000 W/m2時，傳熱系數隨著濃度的增大而增大;另外還可發現，熱通量為6000 ～10000 W/m2、廢水濃度在2．22% ～12．40%范圍內，沸騰傳熱系數隨著廢水濃度的增加而增大。在工廠實際生產的多效蒸發系統中，蒸發器的熱通量大都在這個范圍之內，因此，可通過配濃，適當提高進效廢水的濃度，以獲得較高的傳熱系數，提高蒸發傳熱效率。

3結論

3.1 在一定的熱通量下，隨著流體流速的增加，P-RC APMP制漿廢水沸騰傳熱系數增加。濃度不同，流速對傳熱系數的影響不同，濃度越大，流速對傳熱系數的影響越大。在低熱通量的時候，流速對傳熱系數的影響比較大。

3.2 同樣的流速下，濃度不同，P-RC APMP制漿廢水的臨界熱通量不同。當流速為2．5 m3/h時，可看出隨著濃度的增大臨界熱通量增大。當流速為3．0～4．5 m3/h時，隨著濃度的增大臨界熱通量先增大后減小。

3.3 同樣的濃度下，流速不同，P-RC APMP制漿廢水的臨界熱通量也不同。當濃度為2．22%時，不同流速下的臨界熱通量幾乎相同;當濃度為4．83% ～7．91%時，隨著流速的增加，臨界熱通量減小。

3.4 當流速為2．5～4．5 m3/h，熱通量在 6000～16000 W/m2時，傳熱系數隨著濃度的增大而增大。因為工廠中多效蒸發系統中蒸發器的熱通量大都在這個范圍之內，因此可以通過配濃將P-RC APMP制漿廢水調配成合適的濃度再進入蒸發系統以獲得較高的傳熱系數。

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(責任編輯：馬 忻)

Study on Boiling Heat Transfer Coefficient of P-RC APMP Waste Water

HUO Xiao-dong LIU Qiu-juan*JIA Yuan-yuan
(Tianjin Key Lab of Pulp and Paper，Tianjin University of Science and Technology，Tianjin，300457)
(*E-mail：liuqiujuan@tust．edu．cn)

The boiling heat transfer coefficient of P-RC APMP waste water was studied in this paper．The experiment was carried out using the forced circulation evaporator．The influence of heat flux，velocity of flow and the solid content of the waste water on boiling heat transfer coefficient was investigated．The results showed that under a certain heat flux，the boiling heat transfer coefficient of P-RC APMP waste water increases as the velocity of flow increases．The influence of flow velocity on the boiling heat transfer coefficient varies with the solid content of P-RC APMP waste water，it becomes greater as the solid content increases．

P-RC APMP waste water;boiling heat transfer coefficient;heat flux;flow velocity

TQ021．3

A

0254-508X(2011)03-0025-04

霍曉東先生，在讀碩士研究生;主要研究方向：清潔制漿。

2010-11-16(修改稿)

國家“十一五”科技支撐計劃項目 (2006BAD32B07)。