楊哲君，張素軍，李菊香

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鹽浴螺旋盤管式焦?fàn)t上升管余熱回收裝置傳熱性能試驗(yàn)

楊哲君，張素軍，李菊香

（南京工業(yè)大學(xué)能源學(xué)院，江蘇南京 210009）

對(duì)鹽浴螺旋盤管式結(jié)構(gòu)的焦?fàn)t上升管高溫荒煤氣余熱回收裝置進(jìn)行了以煙氣代替荒煤氣的傳熱性能模擬試驗(yàn)，得到了上升管余熱回收裝置螺旋盤管環(huán)形套筒的外壁溫度分布、上升管內(nèi)煙氣側(cè)的傳熱系數(shù)、環(huán)形套筒內(nèi)螺旋盤管外鹽浴的自然對(duì)流傳熱系數(shù)等試驗(yàn)研究結(jié)果。結(jié)果表明，裝置螺旋盤管環(huán)形套筒的外壁溫度分布并非均勻，隨上升管內(nèi)煙氣溫度的升高而波動(dòng)增大；煙氣側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)在數(shù)高于2900后隨數(shù)的增大而明顯上升；螺旋盤管外鹽浴的自然對(duì)流傳熱系數(shù)隨熔鹽溫度的升高幾乎不變。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合出環(huán)形套筒內(nèi)螺旋盤管外鹽浴的自然對(duì)流傳熱關(guān)聯(lián)式，為實(shí)際的工程應(yīng)用提供參考。

焦?fàn)t上升管；余熱回收；鹽??；螺旋盤管

近年來(lái)，我國(guó)焦化產(chǎn)業(yè)發(fā)展迅速，但節(jié)能高效的大型焦?fàn)t較少，能源利用率以及裝備技術(shù)、工藝技術(shù)落后，節(jié)能減排問題日益突出，與國(guó)際先進(jìn)水平相比有較大差距[1-2]。

焦炭的生產(chǎn)是一個(gè)能源轉(zhuǎn)換的過程，節(jié)能潛力巨大[3]。焦?fàn)t的支出熱主要由三部分組成[4]：①炭化室推出的紅焦帶出的高溫余熱；②上升管中高溫荒煤氣帶出的中溫余熱；③煙道廢氣帶出的低溫余熱。其中，高溫荒煤氣帶出的熱量占焦?fàn)t總耗熱量的30%～35%[5]，在焦?fàn)t輸出顯熱中位居第二[6]。由此可見，對(duì)上升管中的高溫荒煤氣進(jìn)行余熱回收，可提高焦化企業(yè)的能源利用效率，促進(jìn)焦化行業(yè)節(jié)能減排。

最初的上升管余熱回收技術(shù)是在原有上升管外加裝環(huán)形夾套，夾套內(nèi)通入軟水，直接與荒煤氣換熱產(chǎn)生低壓飽和蒸汽，并使荒煤氣降溫至450～500 ℃[7-10]。但是，該技術(shù)始終沒有解決荒煤氣中焦油蒸氣的結(jié)焦和產(chǎn)汽循環(huán)、承壓等問題。隨后的上升管余熱回收裝置[11-12]，如光管結(jié)構(gòu)，在上升管內(nèi)壁布置光管受熱面，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，但由于壁溫較低，易使荒煤氣中的焦油蒸氣凝結(jié)；膜式結(jié)構(gòu)一定程度地改善了結(jié)焦情況，但制造工藝復(fù)雜；螺旋夾套式結(jié)構(gòu)是在上升管內(nèi)壁外加裝螺旋通道，并通入氮?dú)馀c荒煤氣換熱，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且高速下的氮?dú)庖讓?duì)螺旋通道造成破壞；分離熱管結(jié)構(gòu)較為成熟，具有布置簡(jiǎn)單、避免結(jié)焦的優(yōu)點(diǎn)，但受到熱管介質(zhì)溫度和壓力的限制，影響余熱回收效果[13]。

上升管荒煤氣余熱回收技術(shù)雖然眾多，但對(duì)結(jié)焦、承壓、汽水循環(huán)綜合考慮的裝置還鮮見報(bào)道。本文設(shè)計(jì)了鹽浴螺旋盤管式結(jié)構(gòu)的上升管荒煤氣余熱回收裝置，在上升管外加裝環(huán)形套筒，套筒內(nèi)部設(shè)有螺旋盤管，并注入熔鹽浸沒盤管，導(dǎo)熱油作為熱媒介質(zhì)在盤管內(nèi)與荒煤氣呈順流流動(dòng)。該結(jié)構(gòu)綜合考慮了結(jié)焦、承壓等問題。本文對(duì)所設(shè)計(jì)的上升管余熱回收裝置進(jìn)行了傳熱性能試驗(yàn)，得出了上升管余熱回收裝置的壁溫分布以及螺旋盤管外熔鹽自然對(duì)流的傳熱關(guān)聯(lián)式，旨在為實(shí)際的工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)裝置

按照年產(chǎn)65萬(wàn)噸焦炭設(shè)計(jì)的鹽浴螺旋盤管式焦?fàn)t上升管荒煤氣余熱回收裝置如圖1所示，荒煤氣由750℃降溫至550℃。在原上升管外加裝環(huán)形套筒，套筒上部設(shè)置膨脹節(jié)。套筒與原上升管間的環(huán)形空間內(nèi)布置螺旋盤管，盤管外徑25mm，厚3mm。為增強(qiáng)傳熱，上升管的內(nèi)壁焊有直翅片，管內(nèi)設(shè)置有外徑312mm的波形擋風(fēng)筒，其余各相關(guān)尺寸如圖1所示。

使用熔鹽（40%KNO3+60%NaNO3，質(zhì)量分?jǐn)?shù)）作為螺旋盤管外的液體浴介質(zhì)[14-15]，盤管內(nèi)流通W340型導(dǎo)熱油作為循環(huán)熱媒。以液化石油氣燃燒并摻冷后的煙氣代替荒煤氣進(jìn)行傳熱性能試驗(yàn)。余熱回收系統(tǒng)流程如圖2所示。

裝置整體采用硅酸鋁巖棉外保溫，各部分的材質(zhì)選用如表1所示。

表1 裝置各部分材質(zhì)

測(cè)定液化石油氣耗量，計(jì)算出燃燒產(chǎn)生的煙氣量，測(cè)定爐膛出口煙氣溫度，由煙氣進(jìn)入上升管前的溫度計(jì)算出室溫冷風(fēng)摻量，得出流經(jīng)上升管內(nèi)的混合煙氣總量。液化氣流量通過BK-G2.5遠(yuǎn)傳模式燃?xì)獗頊y(cè)定。

套筒外壁的測(cè)溫點(diǎn)布置以及煙氣進(jìn)、出口溫度的測(cè)量位置如圖3所示。16個(gè)壁溫測(cè)點(diǎn)自下而上螺旋上升，相鄰測(cè)點(diǎn)間的高差為100mm、偏轉(zhuǎn)90°。煙氣進(jìn)口溫度的測(cè)溫孔距套筒下端40mm，煙氣出口溫度的測(cè)溫孔距出口140mm。上述所有測(cè)溫均采用K形熱電偶，校核后的最大偏差為0.75%[16]。根據(jù)Moffat不確定度理論[17]，余熱回收裝置傳熱量的不確定度為10%，煙氣側(cè)傳熱系數(shù)的不確定度為10.23%，盤管外熔鹽自然對(duì)流傳熱系數(shù)的不確定度為10.45%。

1～16—壁溫測(cè)點(diǎn)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 套筒外壁溫度分布

各試驗(yàn)工況條件下上升管環(huán)形套筒的外壁溫度分布如圖4所示。由圖4可知，上升管套筒的外壁溫度隨煙氣進(jìn)口溫度的升高而上升。盡管煙氣與導(dǎo)熱油總體呈順流流動(dòng)，但上升管套筒外壁溫度的分布并非均勻平穩(wěn)，其波動(dòng)程度隨煙氣進(jìn)口溫度的升高而變大。各工況下的套筒外壁總體溫差（測(cè)溫高度100～1600mm）、套筒外壁下部溫差（測(cè)溫高度100～1200mm）、套筒外壁上部溫差（1200～1600mm）分別如表2所示。

由圖4和表2可知，在同一進(jìn)口溫度下，以1200mm的測(cè)溫高度為分界，上部測(cè)溫?cái)?shù)據(jù)的標(biāo)準(zhǔn)差明顯小于下部測(cè)溫?cái)?shù)據(jù)，表明套筒外壁溫度在同一工況下的波動(dòng)程度呈現(xiàn)下部波動(dòng)大、上部較為平穩(wěn)的變化趨勢(shì)。對(duì)于套筒而言，外壁與外界由保溫層隔絕，處于絕熱條件；外壁內(nèi)表面和熔鹽接觸，當(dāng)忽略壁面內(nèi)外表面間的導(dǎo)熱溫差時(shí)，可認(rèn)為外壁溫度近似等于緊貼外壁內(nèi)表面的熔鹽溫度。由此可知，圖4體現(xiàn)的亦為套筒外壁內(nèi)表面處的熔鹽溫度，同時(shí)，由外壁溫度的波動(dòng)情況可知，套筒間隙內(nèi)的熔鹽處于極其復(fù)雜的流動(dòng)狀態(tài)，尤其是在下部，熔鹽可能處于復(fù)雜的湍流自然對(duì)流狀態(tài)。

表2 各煙氣進(jìn)口溫度工況的套筒外壁溫差單位：℃

2.2 套筒和上升管外壁平均溫度

套筒外壁、上升管外壁的平均溫度如圖5所示，其中，套筒外壁的平均溫度為各所測(cè)壁溫的算術(shù)平均，上升管外壁的平均溫度為在套筒外壁平均溫度的基礎(chǔ)上根據(jù)傳熱推算而得。

由圖5可知，隨著煙氣進(jìn)口溫度的升高，套筒和上升管的外壁溫差基本一致。這表明套筒與上升管之間的傳熱熱阻基本不變，說(shuō)明熔鹽的總體自然對(duì)流能力基本不變。

2.3 煙氣側(cè)傳熱系數(shù)

混合煙氣在上升管試驗(yàn)段內(nèi)的放熱量按式（1）計(jì)算。

式中，r為混合煙氣放熱量，W；Cg為混合煙氣的定壓比熱容，J/(m3?℃)；g為混合煙氣工況下的體積流量，m3/s；gi、go為混合煙氣流經(jīng)上升管試驗(yàn)段的進(jìn)、出口溫度，℃。

通過測(cè)定盤管內(nèi)導(dǎo)熱油的進(jìn)出口溫度和流量，類似于式（1），可計(jì)算出導(dǎo)熱油在試驗(yàn)段內(nèi)的吸熱量，見式（2）。

式中，c為導(dǎo)熱油吸熱量，W；Cd為導(dǎo)熱油的定壓比熱容，J/(kg?℃)；d為導(dǎo)熱油的質(zhì)量流量，kg/s；di、do為導(dǎo)熱油流經(jīng)試驗(yàn)段螺旋盤管的進(jìn)、出口溫度，℃。

理論上，煙氣的放熱量應(yīng)等于導(dǎo)熱油的吸熱量，但由于裝置表面的散熱、各測(cè)量?jī)x表的精度以及煙氣和導(dǎo)熱油介質(zhì)熱物性參數(shù)的計(jì)算等因素，使得兩者之間存在一定偏差。表3為煙氣放熱量與導(dǎo)熱油吸熱量的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。

表3 各煙氣進(jìn)口溫度下的煙氣放熱量與導(dǎo)熱油吸熱量

以下計(jì)算中所用傳熱量均以兩者的算術(shù)平均值為依據(jù)，即式（3）。

混合煙氣與上升管內(nèi)表面間的總傳熱系數(shù)按式（4）計(jì)算。

（4）

式中，g為煙氣側(cè)總傳熱系數(shù)，W/(m2?℃)；gm為煙氣的定性溫度，℃，這里取煙氣進(jìn)出口溫度的算術(shù)平均值；w為上升管內(nèi)壁的平均溫度，℃，其通過測(cè)定套筒外壁溫度，再扣除熔鹽層、管壁的導(dǎo)熱性能而得；g為上升管煙氣側(cè)有效傳熱面積，m2，包括上升管內(nèi)壁及直翅片的表面積。

上升管煙氣側(cè)的對(duì)流傳熱系數(shù)可近似按照式 （5）[18]計(jì)算。

式中，為煙氣流動(dòng)的Reynolds數(shù)；為煙氣的Prandtl數(shù)；為短管修正系數(shù)（取值1.38）；g為煙氣定性溫度下的熱導(dǎo)率，W/(m?℃)；e為煙氣通道的當(dāng)量直徑，m。

煙氣側(cè)的輻射傳熱系數(shù)為總傳熱系數(shù)扣除對(duì)流傳熱系數(shù)后得到。煙氣側(cè)的對(duì)流、輻射、總傳熱系數(shù)隨上升管內(nèi)煙氣流動(dòng)數(shù)的變化結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知，煙氣的輻射傳熱系數(shù)隨數(shù)的增大略有升高，說(shuō)明與煙氣的流動(dòng)幾乎無(wú)關(guān)。煙氣的對(duì)流傳熱系數(shù)在煙氣2900后隨數(shù)的增大而明顯上升，表明此時(shí)上升管中的煙氣由于內(nèi)部設(shè)置了擋風(fēng)筒而非光管使得煙氣的流動(dòng)在小數(shù)時(shí)就已提前進(jìn)入了充分發(fā)展的湍流狀態(tài)。煙氣的總傳熱系數(shù)與對(duì)流傳熱系數(shù)變化趨勢(shì)相同，在2900后呈現(xiàn)明顯的上升趨勢(shì)。

2.4 螺旋盤管傳熱系數(shù)

盤管內(nèi)外導(dǎo)熱油與熔鹽之間的總傳熱系數(shù)為式（6）。

式中，為盤管總傳熱系數(shù)，W/(m2?℃)；ms為熔鹽平均溫度，℃，可近似認(rèn)為其等于上升管套筒內(nèi)、外壁的算術(shù)平均溫度；dm為導(dǎo)熱油定性溫度，℃，這里取導(dǎo)熱油在盤管進(jìn)出口溫度的算術(shù)平均值；為螺旋盤管的外表面積，m2。

盤管內(nèi)導(dǎo)熱油的對(duì)流傳熱系數(shù)為式（7）。

式中，為導(dǎo)熱油流動(dòng)的Reynolds數(shù)；為導(dǎo)熱油的Prandtl數(shù)；d為導(dǎo)熱油定性溫度下的熱導(dǎo)率，W/(m?℃)；i為盤管內(nèi)徑，m。

盤管外熔鹽的自然對(duì)流傳熱系數(shù)o可由式（8）分解計(jì)算而得。

式中，o為盤管外徑，m；c為盤管材料的熱導(dǎo)率，W/(m?℃)。

熔鹽各工作溫度下盤管內(nèi)導(dǎo)熱油的對(duì)流傳熱系數(shù)、盤管外熔鹽的對(duì)流傳熱系數(shù)以及盤管的總傳熱系數(shù)分別如圖7所示，其中，熔鹽的工作溫度為在套筒外壁平均溫度的基礎(chǔ)上根據(jù)傳熱推算而得。

由圖7可知，隨著熔鹽工作溫度的升高，盤管外熔鹽的自然對(duì)流傳熱系數(shù)變化不大，與上述圖5的分析結(jié)果一致。事實(shí)上，本研究中熔鹽的溫度范圍為215～320℃，變化范圍不大，可基本看成常 物性。

3 螺旋盤管外熔鹽自然對(duì)流傳熱關(guān)聯(lián)式擬合

試驗(yàn)工況下，熔鹽自然對(duì)流時(shí)的數(shù)和乘積的匯總數(shù)據(jù)如圖8所示。

利用Origin軟件進(jìn)行擬合，擬合曲線見圖8，具體表達(dá)式為式（9）。

（9）

圖8中各試驗(yàn)點(diǎn)的數(shù)與式（9）的最大偏差為8.19%。

張智增等[19]總結(jié)的橫圓柱外自然對(duì)流關(guān)聯(lián)式為式（10）。

（11）

將各試驗(yàn)點(diǎn)的值代入式（9），與式（11）比較可知，由式（9）計(jì)算出的數(shù)較式（11）偏小，其最大誤差為92.3%。主要原因可能是：首先，兩者的幾何條件有所不同，式（11）為單根水平橫圓柱外的自然對(duì)流，橫圓柱的長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于直徑，而本研究得出的式（9）是針對(duì)螺旋上升盤管外的自然對(duì)流；其次，本研究中的螺旋盤管，每圈盤管并不完全處于同一水平面，且盤管的圈數(shù)較多，使得盤管外的自然對(duì)流同時(shí)存在豎表面內(nèi)的相互作用。而類似于豎壁面上的自然對(duì)流，隨著壁面高度尺寸的發(fā)展，豎壁面上的自然對(duì)流進(jìn)入充分發(fā)展的湍流狀態(tài)，自然對(duì)流傳熱系數(shù)幾乎不變，自然對(duì)流如同進(jìn)入了自?；癄顟B(tài)，使得螺旋盤管外熔鹽自然對(duì)流總體的數(shù)較小。

4 結(jié) 論

（1）盡管煙氣與熱媒總體呈順流的流動(dòng)方式，但上升管套筒外壁溫度的波動(dòng)程度隨煙氣溫度的升高而變大，波動(dòng)程度下部（測(cè)溫高度低于1200mm）較大、上部（測(cè)溫高度高于1200mm）較為平穩(wěn)。

（2）在余熱回收過程中，套筒和上升管的外壁溫差變化不大，表明套筒與上升管之間的傳熱熱阻基本不變，說(shuō)明熔鹽的總體自然對(duì)流能力隨煙氣進(jìn)口溫度變化而基本不變。

（3）煙氣對(duì)流傳熱系數(shù)在數(shù)高于2900后隨數(shù)的變大而明顯上升，表明煙氣由于內(nèi)部設(shè)置的擋風(fēng)筒提前進(jìn)入了充分發(fā)展的湍流狀態(tài)。

（4）螺旋盤管外熔鹽的自然對(duì)流傳熱系數(shù)幾乎不隨熔鹽工作溫度的變化而變化，本文擬合出了螺旋盤管外熔鹽自然對(duì)流的傳熱關(guān)聯(lián)式。

（5）螺旋盤管外熔鹽的自然對(duì)流受到類似豎壁面的影響，隨著盤管線圈高度尺寸的發(fā)展進(jìn)入充分發(fā)展的湍流狀態(tài)，如同進(jìn)入了自?；癄顟B(tài)，使得盤管外熔鹽自然對(duì)流總體的數(shù)較小。

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Experimental research on heat transfer performances of salty bath spiral coil waste heat recovery equipment in coke oven ascending pipe

YANG Zhejun，ZHANG Sujun，LI Juxiang

（College of Energy，Nanjing Tech. University，Nanjing 210009，Jiangsu，China）

This paper tested the heat transfer performances of a salty bath spiral coil high temperature coke-oven gas waste heat recovery equipment in coke oven ascending pipe. Flue gas was instead of coke-oven gas as the heat transfer media. The experiment obtained temperature distribution of spiral coil sleeve on the outer wall of the waste heat recovery equipment，the heat transfer coefficients of flue gas in ascending pipe，the outer natural convection heat transfer coefficients of salty bath spiral coil in annular sleeve and other experiment results. The test results showed that the temperature distribution of spiral coil sleeve on the outer wall was not uniform，and fluctuated more as the flue gas temperature increased in the ascending pipe；the convection heat transfer coefficient of flue gas increased evidently with the increase ofnumber especially afternumber was greater than 2900；the outer natural convection heat transfer coefficient of the salty bath spiral coil was almost a constant value with the increase of molten salt temperature. Based on the test results，this paper presented the outer natural convection heat transfer correlation of the salty bath spiral coil in annular sleeve，providing references for actual engineering applications.

ascending pipe of coke oven；waste heat recovery；salty bath；spiral coil

TQ051.5

A

1000–6613（2015）09–3238–06

10.16085/j.issn.1000-6613.2015.09.005

2015-01-26；修改稿日期：2015-03-08。

楊哲君（1991—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)楦咝髻|(zhì)傳熱。聯(lián)系人：李菊香，教授。E-mail lijx@njtech.edu.cn。