料液預(yù)熱到沸點，由加熱室底部加入，在加熱管內(nèi)強(qiáng)烈汽化，使生成的蒸氣帶動料液沿管壁呈膜狀上升的蒸發(fā)器。液膜在上升過程中繼續(xù)蒸發(fā)。溶液只需一次通過加熱管即可達(dá)到所要求的濃度，這種蒸發(fā)器適用于濃縮程度不高的稀溶液及熱敏性物料。
升膜蒸發(fā)器的加熱室由單根或多根垂直管組成，加熱管長徑之比為100～150，管徑在25～50mm之間。原料液經(jīng)預(yù)熱達(dá)到沸點或接近沸點后，由加熱室底部引入管內(nèi)，為高速上升的二次蒸汽帶動，沿壁面邊呈膜狀流動、邊進(jìn)行蒸發(fā)，在加熱室頂部可達(dá)到所需的濃度，完成液由分離器底部排出。二次蒸汽在加熱管內(nèi)的速度不應(yīng)小于 10m/s，一般為20～50m/s，減壓下可高達(dá)100～160m/s或更高。
若將常溫下的液體直接引入加熱室，則在加熱室底部必有一部分受熱面用來加熱溶液使其達(dá)到沸點后才能汽化，溶液在這部分壁面上不能呈膜狀流動，而在各種流動狀態(tài)中，又以膜狀流動效果好，故溶液應(yīng)預(yù)熱到沸點或接近沸點后再引入蒸發(fā)器。
升膜蒸發(fā)器和罐式蒸發(fā)器的比較
煉油廠的丙烷脫瀝青等裝置，過去曾用罐式蒸發(fā)器回收溶劑。究竟采用罐式蒸發(fā)器還是采用升膜蒸發(fā)器，可以進(jìn)行以下分析。
有人曾對升膜蒸發(fā)器進(jìn)行了試驗，并與一般的浸沒沸騰進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)如圖2所示的結(jié)果。
在圖2上，A1B1C1D1和A2B2C2D2、A3B3C3D3是流量不同的升膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)曲線。由圖2可以看出，B1B2C1B3C2C3和一般的核沸騰傳熱曲線*重合。在溫差較小的AB范圍內(nèi)，升膜蒸發(fā)器的傳熱系數(shù)高于一般的核沸騰傳熱系數(shù)，且隨進(jìn)料量的增加而增加，如A1B1、A2B2、A3B3所示。此時的傳熱系數(shù)隨溫差的變化不太劇烈，約和溫差的0.53次方成正比。當(dāng)溫差逐漸增大到BC范圍時，傳熱系數(shù)就和一般的核沸騰傳熱曲線*重合。此時傳熱系數(shù)和流量無關(guān)，而僅隨溫差的增加而增加，約和溫差的2.2次方成正比。同時流量越大，和核沸騰傳熱曲線重合時的溫差也就越大。當(dāng)溫差進(jìn)一步增加到CD范圍時，由于管壁開始被一層汽膜包圍，傳熱系數(shù)迅速下降。
由圖2可以得到以下結(jié)論：
（1）在BC線左面的AB范圍內(nèi)，升膜蒸發(fā)的傳熱系數(shù)高于沸騰傳熱系數(shù)，此時升膜蒸發(fā)器優(yōu)于罐式蒸發(fā)器。
（2）在BC線上，升膜蒸發(fā)和核沸騰的傳熱系數(shù)是相同的。升膜蒸發(fā)采用的固定管板式熱交換器的金屬耗量比罐式蒸發(fā)器要小得多，但罐式蒸發(fā)器有汽液分離空間，因此要和汽液分離設(shè)備一起綜合加以比較。例如丙烷脫瀝青裝置在過去的工藝流程中，采用罐式蒸發(fā)器后，還需要有蒸發(fā)塔進(jìn)行汽液分離。同時，高壓下的罐式蒸發(fā)器金屬耗量很大。在這種情況下，對于同樣采用蒸汽作為熱源的丙烷脫瀝青裝置，用升膜蒸發(fā)器代替罐式蒸發(fā)器是有利的。
對于其它情況，則應(yīng)進(jìn)行具體分析，以決定蒸發(fā)器的選型。
在BC線上，升膜蒸發(fā)的傳熱系數(shù)和一般核沸騰傳熱系數(shù)關(guān)系式是相同的。
在AB范圍內(nèi)，升膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的關(guān)系式如下：
式中 ：
h——升膜蒸發(fā)器管內(nèi)平均膜傳熱系數(shù)，千卡/米2·時·℃；
di——加熱管內(nèi)徑，米；
λ——流體的導(dǎo)熱系數(shù)，為平均沸點下的數(shù)值，千卡/米·時·℃；
Pr——普蘭特準(zhǔn)數(shù)，為平均沸點下的數(shù)值；
ReL——液相雷諾數(shù)，以入口的液相流量為基準(zhǔn)計算；
Rev——汽相雷諾數(shù)，以出口的汽相流量為基準(zhǔn)計算；
ρL/ρV——管內(nèi)平均沸點下的液相重度與汽相重度之比；
μV/μL——管內(nèi)平均沸點下的汽相粘度與液相粘度之比。
上式為經(jīng)驗公式，只適用于環(huán)狀流動，即成膜流動，其誤差為±20%。另外該式用于泡點狀態(tài)進(jìn)料，如果由于進(jìn)料狀態(tài)不到泡點而使蒸發(fā)器內(nèi)有顯熱段存在，則應(yīng)將蒸發(fā)段和顯熱段分別計算。 [3]
操作條件的選擇和管內(nèi)流動狀態(tài)的判斷
升膜蒸發(fā)器中，隨汽速的增加，有各種可能的流動狀態(tài)，如圖3所示。
在上述各種流動狀態(tài)中，以環(huán)狀流（即膜狀流動）的傳熱系數(shù)最大。為了避免顯熱段的出現(xiàn)，使環(huán)狀流占管長的比例盡量大，流體應(yīng)當(dāng)預(yù)熱到接近泡點的狀態(tài)下進(jìn)入蒸發(fā)器，同時對管內(nèi)汽速應(yīng)有一定的要求。應(yīng)該強(qiáng)調(diào)指出，升膜蒸發(fā)器出口的合理汽速和操作壓力有密切的關(guān)系。常壓蒸發(fā)器比較適宜的出口汽速為30米/秒左右，*不應(yīng)小于10米/秒。在50毫米汞柱壓力下適宜的出口汽速為100~160米/秒，對丙烷脫瀝青等高壓下操作的升膜蒸發(fā)器，出口汽速則應(yīng)低一些。可由圖4判斷升膜蒸發(fā)器管內(nèi)的流動狀態(tài)。
圖4各量代表的意義如下：
式中：
WL——液相流量，公斤/時；
WV——汽相流量，公斤/時；
A——加熱管內(nèi)橫截面積，米2；
μL——液相粘度，厘泊；
σL——表面張力，達(dá)因/厘米。
有些流體中的溶劑含量不大，蒸發(fā)后的出口汽速難以滿足要求，此時應(yīng)考慮改用降膜蒸發(fā)器。
長徑比的影響反映在以下方面：
（1）長徑比增加后，管外水蒸汽冷凝的液膜厚度增加，對管外膜傳熱系數(shù)不利。但由于水蒸汽冷凝膜傳熱系數(shù)很高，達(dá)5000～40000千卡/米2·時·℃，所以在一般情況下這不是矛盾的主要方面。
（2）在加熱面積和處理量相同的情況下，管內(nèi)流動的雷諾數(shù)和長徑比的1/2次方成正比。因此，在汽泡流到環(huán)狀流的范圍內(nèi)，增加長徑比，對管內(nèi)膜傳熱系數(shù)有利。升膜蒸發(fā)器的長徑比應(yīng)不低于100～150。但在蒸發(fā)率很大的情況下，采用過大的長徑比會造成汽速太高，使靠近出口的一段管線成為噴霧流，出現(xiàn)干壁狀態(tài)，反而使傳熱系數(shù)下降。因此，對長徑比的選擇，應(yīng)結(jié)合圖4流動狀態(tài)判斷圖來進(jìn)行分析。
熱敏性流體蒸發(fā)時，傳熱溫差可以低一些，以避免熱分解，非熱敏性流體蒸發(fā)時，溫差則可以大一些。
在用過熱蒸汽作熱源時，由于靠近管壁處蒸汽冷凝液的溫度仍然是該壓力下飽和蒸汽的溫度，而蒸汽的加熱主要靠潛熱，因此不推薦使用過熱蒸汽作熱源。在只有過熱蒸汽的地方，應(yīng)按同壓力下的飽和蒸汽的溫度計算傳熱溫差。
當(dāng)流體的沸點較高而又必須采用升膜蒸發(fā)時，可采用聯(lián)苯混合物（73.5%的二苯醚和26.5%的聯(lián)苯） 作熱介質(zhì)。在常壓下聯(lián)苯混合物的沸點為258℃，在5.3大氣壓下的沸點為350℃。
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