放射性废液蒸发立式热虹吸式再沸器设计与分析

陈先林

摘 要：基于放射性废液蒸发的特殊要求，设计了3 000 kg/h处理量的立式热虹吸式再沸器，分析了再沸器高径比对传热性能和流动特性的影响。结果表明：Kc和?pf随L/Di的增大近似呈线性上升的趋势，xE随L/Di的增大而先减小后增大，L/LBC随L/Di的增大则呈先增大后减小的趋势，L/Di值在2.4～2.7范围内较合理。

关键词：放射性废液 热虹吸 再沸器 设计

中图分类号：TH122 文献标识码：A 文章编号：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

立式热虹吸式再沸器具有传质系数大、不易结垢等优点，在放射性废液蒸发系统得到了良好应用[1]。再沸器的尺寸设计直接影响蒸发系统的设备布置和运行工况[2]，分析设计参数对再沸器蒸发特性的影响尤为关键。前人针对汽化率较高（0.05～0.35）的立式热虹吸式再沸器进行了设计和调优[3]，发现蒸发段出口气含率对再沸器内流体流动和传热特性影响显著[4-6]。基于放射性蒸发过程的特殊需求，蒸发强度不宜过高，蒸发器出口气含率通常低于0.06，针对这类再沸器的设计鲜有文献报道。此外，换热器的“高矮胖瘦”对内部传热性能和运行情况的影响还不甚清楚。文章在传统立式热虹吸式再沸器设计思路的基础上，对适用于放射性废液蒸发系统的再沸器进行设计，分析再沸器高径比对内部传热性能和流动特性的影响，以期为同类再沸器的设计和优化提供参考。

1 物理过程描述

立式热虹吸式再沸器的工作流程如图1所示。预热到一定温度的放射性废液进入蒸发器塔釜，塔釜底部与再沸器连通，往再沸器壳程通入加热蒸汽，使废液加热至沸腾，所产生的气液混合相又返回至塔釜，以密度差推动废液循环。如此，废液中的大部分水转化为二次蒸汽逸出设备，使废液得到浓缩处理。

2 设计过程

2.1 基本衡算

按工艺要求对蒸发器做物料衡算，可得再沸器产出的二次蒸汽量：

（1）

式中，F为进料流率，kg/h；W为二次蒸汽流率，kg/h；x1/x0为废液浓缩倍数。若再沸器热源仅为低压蒸汽潜热，蒸发器的热损失取加热蒸汽总放热量（Dγ）的1%。对蒸发器做热量衡算可得加热蒸汽用量：

（2）

式中，γc为加热蒸汽潜热，kJ/kg；h0为原放射性废液的比焓，kJ/kg；h1为蒸残液的比焓，kJ/kg；H为二次蒸汽的比焓，kJ/kg。

2.2 初估换热器尺寸

再沸器换热管的数目NT、实际换热面积A和再沸器内径Di可以分别表示为[7]：

（3）

（4）

（5）

式中，Q为再沸器热负荷（Dγc），W；?T为平均传热温差，℃；do为换热管外径，m；L为换热管长，m；t为管中心距，m；b取1.5d0，且换热管按正三角形排列。

根据经验，下循环管的截面积取加热管内总流通面积的30%，上循环管的截面积为总流通截面积的70%，由以此可确定出上下循环管的尺寸。加热蒸汽入口管流速取20 m/s，冷凝液出口管流速取0.5 m/s，由此可确定进出口管嘴型号。

2.3 显热段和蒸发段的长度

首先假定蒸发段出口质量气含率xE，据经验，放射性废水蒸发过程不宜剧烈，蒸发段出口气含率通常在0.01～0.06之间，再沸器管内总的循环废液流量为：

（6）

当Rei>104时，管内湍流传热膜系数为：[8]

（7）

（8）

式中，Rei为换热管内流动雷诺数；di为换热管内径，m；λl为废液的导热系数，W/（m2·℃）；μl为废液粘度，Pa·s；Pr为废液普朗特准数。管外降膜膜内为滞流，壳程加热蒸汽冷凝侧的传热膜系数[9]：

（9）

（10）

式中，Reo为管外冷凝液降膜雷诺数；μc为加热蒸汽冷凝液的粘度，Pa·s；ρc为加热蒸汽冷凝液的密度，kg/m3；λc为蒸汽冷凝液的导热系数，W/（m2·℃）。

换热管材质为奥氏体不锈钢，在100℃时的导热系数λ=16W/（m·℃）。管内料液沸腾侧的污垢系数取Ri=3.4×10-4（m2·℃）/W；管外加热蒸汽冷凝侧的污垢系数取Ro=1.7×10-4（m2·℃）/W[7]。上述污垢系数取值较高是为了考虑一定的裕度。根据传热阻力叠加原理，显热段传热系数：

（11）

式中，δ为管壁厚度，m；dm为换热管内外平均直径，m。显热段长度可表示为[10]：

（12）

式中，cpl为废液的定压比热容，kJ/kg·℃；ρl为废液密度，kg/m3；?t/?p为换热管内单位压降下的温度降，℃/Pa。 蒸发段长度：

（13）

2.4 总传热系数

蒸发段管内对流沸腾的表面传热系数[8]：

（14）

其中，am为平均核状沸腾影响系数，其值根据不同气含率和流型确定，相关计算参考文献[11]进行。加热管内两相对流传热膜系数：

（15）

式中，xm为平均气含率，按Martinelli方法[6]计算平均Xtt：

（16）

按Mcnelly公式求泡核沸腾传热膜系数[2]：

（17）

式中，γl为废液的气化潜热，kJ/kg；ρv为二次蒸汽密度，kg/m3；μv为二次蒸汽的粘度，Pa·s；pm为管内平均压强，Pa；σ为气液相界面的表面张力系数，N/m。设蒸发段的污垢系数与显热段相同，以管外表面积为基准的总传热系数

（18）

则再沸器的平均总传热系数：

（19）

2.5 传热面积核算

再沸器所需传热面积：

（20）

再沸器传热面积余度：

K （21）

2.6 流体力学校核

2.6.1 循环推动力

取整个加热管两相流循环过程中的平均质量气含率为

（22）

按式计算Martinelli参数Xtt，加热管内平均气相体积分数和两相流平均密度可分别表示为：

（23）

（24）

同理，带入加热管出口气含率xE即得加热管出口气相体积分数RgE和出口两相流平均密度ρtpE。设定适宜的出口管高度LDE，则循环推动力[8]：

（25）

2.6.2 循环阻力

循环阻力包括进口段摩擦阻力和局部阻力?p1，显热加热段摩擦阻力?p2，蒸发段摩擦阻力?p3，蒸发段加速压降?p4，以及出口段摩擦阻力和局部阻力?p5，各阻力计算方法可参考文献[8]。立式热虹吸式再沸器循环的必要条件[4]：

（26）

由此可以看出，换热管出口气含率xE受推动力和阻力共同控制，当二者相等时，xE即为操作气含率。立式热虹吸式再沸器设计计算框图如图2所示。

3 计算结果与讨论

3.1 计算示例

现以某中低放废液蒸发浓缩系统为例，废液进料温度为90 ℃，处理量为3000 kg/h，浓缩倍数为300。加热蒸汽采用表压0.3 MPa的低压蒸汽（饱和温度为143.4 ℃）。选用立式热虹吸式再沸器，废液走管程，加热蒸汽走壳程。换热管采用φ32 mm×2.5 mm长2 m的316L不锈钢管。

立式热虹吸式再沸器的传热系数一般在800～1600 W/（m2·℃），为了便于操作过程中热负荷的调节，可以保守假定总传热系数K=757 W/（m2·℃）。计算得到再沸器的结构和工艺参数示于表1中，表中数据显示再沸器传热系数在合理范围内，换热面积具有21.5%的裕度，设计合理。

3.2 L/Di对换热器性能影响

当换热面积固定为64.94 m2的前提下，分别考察了立式热虹吸式再沸器换热管长度和换热器内径之比对传热系数Kc，出口气含率xE，循环阻力?pf以及显热段长度比率LBC/L的影响，如图3所示。从图中可以看出，Kc和?pf随L/Di的增大近似呈线性上升的趋势，xE随L/Di的增大而先减小后增大，L/LBC随L/Di的增大则呈先增大后减小的趋势。对于放射性废液蒸发系统而言，为了降低液沫夹带[12-13]，再沸器换热管出口处xE不宜太大。同时，为延长换热器的使用寿命，避免换热管干烧，换热管蒸发潜热段不宜过长[2]。计算结果表明，放射性废液蒸发立式热虹吸式再沸器的L/Di值在2.4～2.7范围内较合理，文中设计的再沸器的L/Di值约为2.62。

4 结论

文章针对放射性废液处理的特殊要求，在传统立式热虹吸式再沸器设计思路的基础上，提出合理简化，完成了针对3000kg/h的中低放废液蒸发再沸器的设计，并分析了设计过程中需要考虑的问题，可为放射性废液蒸发立式热虹吸式再沸器的设计提供参考。主要结论如下：（1）放射性废液蒸发过程不宜剧烈，如此，可以降低液沫夹带，且可以促进热虹吸式再沸器废液的循环流率，促进管内壁面冲刷，延缓管壁结垢，提高传热效率。（2）计算得到立式热虹吸式再沸器的关键尺寸，其中，L/Di值在2.4～2.7范围内较合理。

参考文献

[1]郝继东.低温蒸发处理核工业废水的研究[D].呼和浩特：内蒙古工业大学，2009.

[2]朴香花.立式热虹吸再沸器的优化设计[D].大连：大连理工大学，2000.

[3]刘健.立式热虹吸再沸器HTRI优化设计[J].化工设计，2008，18（2）：32-36.

[4]费孟浩.HTRI设计立式热虹吸再沸器[J].上海化工， 2015，40（8）：9-13.

[5]郑志刚.基于HTRI的立式热虹吸再沸器设计优化[J].山东化工，2014，43（3）：137-139.

[6] 齐福来.立式热虹吸式再沸器的设计[J].医药工程设计， 2010，31（2）：7-17.

[7] 朱家骅，叶世超，夏素兰.化工原理（上册）[M].北京：科学出版社，2005.

[8] 袁一.化学工程师手册[M].北京：机械工业出版社，1990.

[9] 陈涛，张国亮.化工传递过程基础[M].3版.北京：化学工业出版社，2002.

[10] 张雷，闪建平，靳朝辉，等.立式热虹吸再沸器的设计与校核[J].河北化工，2010，33（7）：46-49.

[11] 中国石化集团上海工程有限公司.化工工艺设计手册[M].

4版.北京：化学工业出版社，2009.

[12] 王伟伟，刘丽芳，孟兆明，等.AP1000小破口失水事故ADS-4液滴夹带关系式评价分析[J].核动力工程，2015，

36（5）：178-183.

[13] 马超，薄涵亮.气泡破裂产生膜液滴现象可视化实验研究[J].原子能科学技术，2012，46（S1）：231-235.