張任平，孫 健，汪和平，馮 青

（景德鎮(zhèn)陶瓷學院材料科學與工程學院，江西省先進陶瓷材料重點實驗室，江西 景德鎮(zhèn) 333403）

結(jié)構(gòu)參數(shù)對陶瓷窯爐余熱回收用熱管換熱器性能的影響

張任平，孫 健，汪和平，馮 青

（景德鎮(zhèn)陶瓷學院材料科學與工程學院，江西省先進陶瓷材料重點實驗室，江西 景德鎮(zhèn) 333403）

編制了用于陶瓷窯爐煙氣余熱回收的氣-氣熱管換熱器的計算程序。分析了翅片間距、管子中心距和熱管長度對煙氣段和空氣段壓力損失、投資回收期和所需熱管總根數(shù)的影響。研究表明：隨著管子中心距的增加，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失都減小，煙氣側(cè)的壓力損失下降幅度較大；煙氣側(cè)和空氣側(cè)壓力損失隨翅片間距增大而減小，當翅片間距增大時，所需的熱管總根數(shù)隨之增大，投資回收期也在增大;煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失均隨熱管長度的增加而增大，隨著熱管長度的增大，熱管總跟數(shù)和投資回收期均下降。

熱管；換熱器；陶瓷窯爐；結(jié)構(gòu)參數(shù)

0 引 言

陶瓷生產(chǎn)的一個重要工序是陶瓷在窯爐中燒成。完成此過程無論是采用連續(xù)式或間歇式窯爐，其有效利用熱仍非常低。造成熱效率低下的一個極其重要的原因是窯爐排煙所帶走的熱量?；厥沾瞬糠譄崃繉μ岣吒G爐熱效率具有至關重要的作用。因此可以通過在窯爐的排煙部位加裝熱管換熱器，回收煙氣的余熱用來加熱空氣，加熱后的空氣烘干坯件。熱管換熱器由一系列加裝肋片的重力熱管所構(gòu)成。氣-氣重力熱管換熱器(如圖1所示)就是從窯爐排出的煙氣中吸收熱量，然后通過相變傳熱過程加熱冷空氣一種新型高效換熱器。

在工業(yè)生產(chǎn)過程中，熱管換熱器經(jīng)常應用于余熱回收，Noie-Baghban and Majideian[1]研究了普通熱管應用于醫(yī)院手術室的余熱回收。普通熱管設計應用于低溫熱源(15-55 ℃)。Abd El-Baky and Mohamed[2]把傳統(tǒng)熱管應用于空調(diào)系統(tǒng)的新風和回風系統(tǒng)中，使得新風進入室內(nèi)之前能得到冷卻。Martinez et al[3]設計了混合能量回收系統(tǒng)，系統(tǒng)包括兩個常用熱管和非直接蒸發(fā)恢復器。S.H. Noie[4]實驗和理論研究了氣-氣熱虹吸熱管熱性能。鮑玲玲等研究了熱管換熱器在通信基站的應用[5]；涂福炳等[6]研究了同軸徑向熱管在余熱回收中的應用。對于陶瓷窯爐的節(jié)能研究雖有一些報道[7,8]，然而有關熱管換熱器在陶瓷窯爐余熱回收的應用研究還比較缺乏。為此，本文對陶瓷余熱回收用氣-氣熱管換熱器的傳熱和流動特性進行了研，分析了翅片間距、管子中心距和熱管長度對煙氣段和空氣段壓力損失、投資回收期和所需熱管總根數(shù)的影響。

圖1 熱管換熱器：(a)熱管換熱器示意圖；(b)熱管換熱器實物圖Fig.1 Heat pipe heat exchanger: (a) schematic diagram; (b) heat exchanger picture

1 熱管換熱器設計計算[9,10]

翅片熱管截面示意圖如圖2所示，在設計陶瓷窯爐余熱回收用熱管換熱器時，基于成本及可靠性考慮，換熱器所用熱管為重力熱管(熱虹吸管)，熱管依靠重力使得冷凝段冷凝液回流到熱管的蒸發(fā)段，所以冷流體吸熱區(qū)位于換熱器的上部，熱流體放熱區(qū)位于熱管換熱器的下部。在換熱器下部，熱流體通過肋片和管壁把熱量傳給熱管內(nèi)部的工作流體，從而使得工作流體吸熱蒸發(fā)，蒸發(fā)后的蒸汽由蒸發(fā)段流動到冷凝段，蒸汽在流動過程中壓力變化很小，同時一般認為蒸汽處在飽和狀態(tài)，所以可知其溫度也基本保持不變，所以熱管換熱器內(nèi)部的蒸汽溫度相同，流到冷凝段的蒸汽通過管壁和肋片把熱量傳給冷流體，從而蒸汽放出熱量凝結(jié)為液態(tài)工質(zhì)。液體工質(zhì)通過重力回流到蒸發(fā)段，完成一個工作循環(huán)。

1.1 傳熱計算

熱流體放出的熱量可以通過下式計算：

式中，Vf,h為熱流體的流量，ρf,h為熱流體的密度，Cp,h為熱流體的定壓比熱容，tg,1為熱流體的進口溫度，tg,2為熱流體的出口溫度。

冷流體的出口溫度是未知的，所以冷流體計算時采用的物性參數(shù)無法確定，需要通過迭代法確定，冷流體的出口溫度可以表示為：

式中，Qc為熱管傳至冷空氣側(cè)的熱量，ta,2為冷流體的出口溫度，ta,1為冷流體進口溫度，Vf,c為冷流體的流量，ρf,c為冷流體的密度，Cp,h為冷流體的定壓比熱容。

肋片熱管加熱段的傳熱系數(shù)可以表示為：

肋片熱管冷卻段的傳熱系數(shù)可以表示為：

式中，Ah,h和Ah,c分別為加熱段和冷卻段的管外總表面積；Ar,h和Ar,c分別為加熱段和冷卻段管外翅片間光管表面積；Af,h和Af,c分別為加熱段和冷卻段的管外翅片總表面積；ho,h和ho,c分別為加熱段和冷卻段管外流體的換熱系數(shù)；hi,h和hi,c分別為加熱段和冷卻段管內(nèi)流體的換熱系數(shù)；rw,h和rw,c分別為加熱段和冷卻段管壁熱阻；ry,h和ry,c分別為加熱段和冷卻段污垢熱阻；ηf為肋效率，定義為翅片實際的傳熱率除以翅片處具有管壁溫度這個假定情況下的傳熱率。

在熱管換熱器的計算過程中，以加熱段管外側(cè)的總表面積Ah,h為計算基準，Ah,h可以表示為：

以Ah,h為計算基準的熱管總傳熱系數(shù)UH可以表示為：

式中，Ai,h和Ai,c分別為熱管加熱段和冷卻段內(nèi)部表面積；hHP,h為以Ai,h為基準的熱管內(nèi)部蒸發(fā)傳熱系數(shù)；hHP,c為以Ai,c為基準的熱管內(nèi)部冷凝傳熱系數(shù)；hHP,h為1.2～12 kW/(m·K)，試驗表明，粗略計算時hHP,h和 hHP,h取值均為5.8 kW/(m·K)。

1.2 壓力損失計算

熱管換熱器管子排列示意圖如圖3所示，可以看出管子排列方式為等邊三角形排列，橫向管子中心距用ST表示，縱向管子中心距用SL表示。

螺旋翅片管的壓降采用A.Y.Gunter公式[11]進行計算，即：

式中，△p為壓力降，Pa；f為摩擦系數(shù)，f=φ(Ref)，φ為經(jīng)驗常數(shù)，Gf,max為流體最大質(zhì)量流速 (kg/m2· h)；L為沿氣流方向的長度，m；gc為重力換算系數(shù)(gc=1.3×107)；Dev為容積當量直徑，m；ρf為流體密度，kg/m3；μf為流體的黏度，Pa·s。

Gunter推薦對光管和翅片管在湍流區(qū)的摩擦系數(shù)為：

式中Ref可以表示為：

1.3 校核計算[12]

熱管的工作溫度tv為

式中，Rt為熱管總熱阻，Rc為冷凝段熱阻，Re為蒸發(fā)段熱阻，tm,1和tm,2分別為熱流體和冷流體進出口的算術平均溫度。

由此求得熱管工作溫度應處于流體的液固凝結(jié)點和液體臨界點之間。不過分接近那一點，以保證熱管工作循環(huán)正常進行。更為重要的是，熱管工作溫度下的飽和壓力(即工作壓力)必須小于管材的許用壓力。

單根熱管的最大傳熱量Qs,max必須小于熱管的工作極限。對于熱虹吸管(重力熱管)，攜帶極限為主要性能限制，攜帶極限用Qe,max表示，則Qe,max滿足式(11)

圖2 單根翅片熱管截面示意圖Fig.2 Schematic diagram of single fnned heat pipe

圖3 熱管換熱器管子排列示意圖Fig.3 Schematic diagram of pipe arrangement of heat pipe heat exchanger

Qs,max可按下式計算：

式中，△tmax為熱冷流體的最大溫差，℃。

垂直兩相閉式熱虹吸管(重力熱管)到達攜帶極限時的最大熱流量Qe,max可用下式計算：

式中，Ck為邦德數(shù)Bo的函數(shù)Bo可以表示為：

f1可以表示為：

式中ρl和ρv分別為液體和氣體的密度，σ為表面張力。

熱管加熱段的最低溫度至少應大于管外氣流的水蒸汽露點，以避免積灰、結(jié)垢及嚴重的低溫腐蝕。

2 計算過程

計算時的已知參數(shù)為：熱氣體在標準狀況下的流量；冷氣流在標準狀況下的流量；熱氣體的溫度；熱氣體需要降低到的最低溫度(這一溫度一般應高于該氣體在管壁上產(chǎn)生露點腐蝕的溫度)；冷氣體的進口溫度；熱管的有關參數(shù)，如管材、管內(nèi)工質(zhì)、翅片參數(shù)、管子的排列方式、排列尺寸和管子幾何參數(shù)。計算過程采用matlab編程進行實現(xiàn)。詳細的計算步驟如下：

(1)利用熱氣流的相關物性參數(shù)通過方程(1)計算熱氣流放出的熱量；

(2)應用試算法通過方程(2)確定冷氣流的出口溫度；

(3)通過方程(3)和(4)分別計算熱管換熱器加熱段和冷卻段的傳熱系數(shù)；

(4)通過方程(6)計算熱管的總傳熱系數(shù)；

(5)確定熱管換熱器中重力熱管的數(shù)量；

(6)通過方程(7)分別計算熱流體側(cè)和熱流體側(cè)的壓力降，并判斷壓力降是否滿足要求；

(7)進行熱管工作溫度、壁面溫度和傳熱極限的校核計算，確定熱管的設計參數(shù)是否符合要求。

3 結(jié)果分析

設計該熱管換熱器的主要目的是用于回收陶瓷窯爐排出煙氣中的熱量，并利用其加熱空氣作為烘干坯件的熱源。選用水為熱管工質(zhì)，管殼材料為20號無縫鋼管，翅片材料為低碳鋼，翅片與管殼連接方式為高頻焊接。熱管換熱器標準模型的結(jié)構(gòu)參數(shù)為：光管外徑do=0.035 m；熱管全長l=2 m；熱管內(nèi)徑di=0.029 m；翅片管外徑df=0.070 m；翅片高度lf=0.016 m；翅片厚度δf=0.0014 m；翅片間距sf=3.6 mm；翅片節(jié)距sf'=sf+δf=5 mm；每米熱管長的翅片數(shù)nf=(S'f)-1=200/m 。橫向管子中心距ST=0.075m；縱向管子中心距SL=0.075 m。

計算時的工況參數(shù)為：窯爐排煙量Vf,h在7500 m3/h(標準狀況)之間變化；排煙溫度為tg,1=350 ℃；烘干坯件需要的空氣量Vf,c=5000 m3/h(標準狀況)；冷空氣進熱管換熱器的溫度ta,1=20 ℃；防止熱管換熱器加熱段煙氣出口溫度過低使得煙氣結(jié)露形成灰堵，因此設定煙氣離開熱管換熱器的溫度tg,2=250 ℃。

計算時改變一個參數(shù)值，其他參數(shù)保持不變，則可得到該參數(shù)對陶瓷窯爐余熱回收用熱管換熱器性能的影響規(guī)律，本文主要計算了翅片間距、橫向與縱向管子中心距、熱管全長分別對煙氣和空氣側(cè)壓力降、投資回收期和所需熱管總根數(shù)的影響。

圖4給出了管子中心距對煙氣側(cè)和空氣側(cè)壓力損失的影響，如圖所示，隨著管子中心距的增加，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失都減小，煙氣側(cè)的壓力損失下降幅度較大；在管子中心距從0.75-0.85 cm時，空氣側(cè)和煙氣側(cè)的壓力損失下降較為平緩，而在0.85-0.90 cm時，空氣側(cè)和煙氣側(cè)的壓力損失下降較為迅速。

圖4 管子中心距對煙氣段和空氣段壓力損失的影響Fig.4 The effect of center distance between pipes on the pressure loss of fue gas and air segments

圖5 翅片間距對煙氣段和空氣段壓力損失的影響Fig.5 The effect of spacing of fns on the pressure loss of fue gas and air segments

圖6 翅片間距對熱管總跟數(shù)和投資回收期的影響Fig.6 The effect of spacing of fns on the payback period and total number of heat pipe

翅片間距對煙氣側(cè)和空氣側(cè)壓力損失的影響如圖5所示，煙氣側(cè)和空氣側(cè)壓力損失隨翅片間距增大而減小，當翅片間距在2.6-4.6 mm之間變化時，壓力降隨翅片間距增大下降幅度較大，而當翅片間距在4.6-5.6 mm之間變化時，壓力降隨翅片間距增大只有比較微小的變化。圖6給出了翅片間距對熱管總跟數(shù)和投資回收期的影響，如圖所示，當翅片間距增大時，所需的熱管總根數(shù)隨之增大，投資回收期也在增大，由于翅片間距的增大，單位長度上的翅片數(shù)減小，使得換熱器的傳熱能力減小，所以所需的熱管總根數(shù)和投資回收期都在增大。

圖7給出了熱管長度對煙氣側(cè)和空氣側(cè)壓力損失的影響，如圖所示，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失均隨熱管長度的增加而增大，當熱管長度從1.8 m增大到2.2 m時，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失受熱管長度的影響較小，增大幅度比較有限，而當熱管長度從2.2 m增大到2.6 m時，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失受熱管長度的影響較大，增長速度較為劇烈。熱管長度對熱管總根數(shù)和投資回收期的影響如圖8所示，隨著熱管長度的增大，熱管總跟數(shù)和投資回收期均下降，這主要由于熱管長度增大，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的長度均增大，使得所需的熱管根數(shù)有所下降，而假定此時的單根熱管的價格不變，所以投資回收期也下降。

4 結(jié) 論

本文編制了用于陶瓷窯爐余熱回收用熱管換熱器的計算程序，著重分析了熱管換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對其性能的影響，所得的主要結(jié)論如下：

(1)隨著管子中心距的增加，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失都減小，煙氣側(cè)的壓力損失下降幅度較大；在管子中心距從0.75-0.85 cm時，空氣側(cè)和煙氣側(cè)的壓力損失下降較為平緩，而在0.85-0.90 cm時，空氣側(cè)和煙氣側(cè)的壓力損失下降較為迅速。

(2)煙氣側(cè)和空氣側(cè)壓力損失隨翅片間距增大而減小，當翅片間距在2.6-4.6 mm之間變化時，壓力降隨翅片間距增大下降幅度較大，而當翅片間距在4.6-5.6 mm之間變化時，壓力降隨翅片間距增大只有比較微小的變化。當翅片間距增大時，所需的熱管總根數(shù)隨之增大，投資回收期也在增大。

(3)煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失均隨熱管長度的增加而增大，當熱管長度從1.8 m增大到2.2 m時，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失受熱管長度的影響較小，增大幅度比較有限，而當熱管長度從2.2 m增大到2.6 m時，煙氣側(cè)和空氣側(cè)的壓力損失受熱管長度的影響較大，增長速度較為劇烈。隨著熱管長度的增大，熱管總跟數(shù)和投資回收期均下降。

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The Effect of Structural Parameters on the Performance of Heat Pipe Heat Exchanger for the Application of Recovery Waste Heat of Ceramic Kiln

ZHANG Renping, SUN Jian, WANG Heping, FENG Qing
(Key Laboratory of Advanced Ceramics of Jiangxi Province, School of Materials Science and Engineering, Jingdezhen Ceramic Institute, Jingdezhen, 333403, Jiangxi, China)

Computational procedure of gas-gas heat pipe exchanger for the application of recovery waste heat of ceramic kiln was developed. The effects of fn spacing, tube center distance and the length of heat pipe on the pressure loss of fue gas section and air segment, the payback period and the required total number of the heat pipe were observed. Studies show: with the increase of tube center distance, the pressure loss of the fue gas section and air segment is reduced, the pressure loss in the fue gas section decreased greatly; the pressure loss of the fue gas section and air segment increases with the decrease of the fn spacing; when the fn pitch is increased, the total number of the heat pipes increases, the payback period also rises; fue gas side and air side of the pressure loss increases with the increase of the length of the heat pipe. with the increase of the length of the heat pipe, the payback period and the required total number of the heat pipes decline.

heat pipe; heat exchanger; ceramic kiln; structural parameters

TQ174.6

A

1000-2278(2014)06-0638-06

10.13957/j.cnki.tcxb.2014.06.015

2014-06-24。

2014-07-16。

江西省對外合作項目(編號：2014BDH80024)。

張任平(1979-)，男，博士, 講師。

Received date: 2014-06-24. Revised date: 2014-07-16.

Correspondent author:ZHANG Renping(1979-), male, Doc., Lecturer.

E-mail:79629439@qq.com