基于SiC?He的三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置傳熱特性研究

田一皓　虞斌　李佳豪　許蕾　王風(fēng)錄

摘 要 針對(duì)三氯化鋁反應(yīng)爐內(nèi)部反應(yīng)熱積累問(wèn)題，設(shè)計(jì)了基于SiC?He的新型三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置。并利用數(shù)值模擬方法，對(duì)比不同換熱管進(jìn)風(fēng)口布置方案，上下排管交錯(cuò)進(jìn)風(fēng)能顯著改善反應(yīng)爐溫度分布不均勻的問(wèn)題。探究換熱管橫縱向間距大小對(duì)反應(yīng)爐溫度場(chǎng)的影響，確定縱向管間距取值范圍為200～300 mm，橫向管間距取值范圍為250～300 mm?；谡辉囼?yàn)進(jìn)行分析對(duì)比，第1列換熱管風(fēng)速大小對(duì)溫差影響最大，其次為第3列，第2列換熱管風(fēng)速對(duì)溫差影響最小。

關(guān)鍵詞 三氯化鋁反應(yīng)爐 碳化硅 氦氣 數(shù)值模擬 正交試驗(yàn)

中圖分類(lèi)號(hào) TQ052.5? ?文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼 A? ?文章編號(hào) 0254?6094（2023）02?0198?07

無(wú)水三氯化鋁作為一種重要的無(wú)機(jī)化工原料，在有機(jī)化學(xué)、農(nóng)藥制造、金屬冶煉、食品加工及分析試劑等領(lǐng)域中應(yīng)用廣泛［1］。無(wú)水三氯化鋁的生產(chǎn)方法主要有鋁錠法、鋁氧粉法和熔融法，其中將鋁錠放入反應(yīng)爐中加熱并通氯氣的鋁錠法是應(yīng)用最為廣泛的三氯化鋁生產(chǎn)工藝，但該工藝較為原始［2，3］。由于生成三氯化鋁反應(yīng)為放熱反應(yīng)，目前相關(guān)生產(chǎn)企業(yè)亟待解決的問(wèn)題是三氯化鋁反應(yīng)余熱難以移除，余熱積累導(dǎo)致反應(yīng)爐內(nèi)溫度過(guò)高，影響反應(yīng)速率，降低產(chǎn)物的良品率［4，5］。理想三氯化鋁反應(yīng)溫度約1 050 K，在此溫度下反應(yīng)生成三氯化鋁可達(dá)到最佳反應(yīng)速率，并可獲得較高質(zhì)量的無(wú)水三氯化鋁產(chǎn)品。

目前，針對(duì)此問(wèn)題的解決方案多為對(duì)反應(yīng)爐外壁面進(jìn)行冷卻降溫處理。王拓和虞斌采用數(shù)值模擬的方法，設(shè)計(jì)了一種新型三氯化鋁反應(yīng)器，利用風(fēng)冷夾套對(duì)反應(yīng)爐進(jìn)行強(qiáng)制對(duì)流散熱，解決了依靠自然對(duì)流散熱的反應(yīng)爐內(nèi)部超溫的問(wèn)題［6］。嚴(yán)招春設(shè)計(jì)了設(shè)置在爐體外壁的環(huán)形水冷夾套，可有效調(diào)節(jié)反應(yīng)熱［7］。胡晞設(shè)計(jì)了向反應(yīng)爐送風(fēng)的鼓風(fēng)機(jī)，通過(guò)鼓風(fēng)機(jī)向爐體和爐蓋送風(fēng)使其降溫冷卻，防止?fàn)t體溫度過(guò)高［8］。溫顯峰等設(shè)計(jì)了一種可充分利用余熱的三氯化鋁反應(yīng)爐，該反應(yīng)爐在外壁面設(shè)置換熱管，利用反應(yīng)爐的高溫余熱加熱換熱管內(nèi)的水，用于生產(chǎn)或其他用途，提高了能源利用率［9］。楊漢功等設(shè)計(jì)了一種三氯化鋁熔化爐恒溫冷卻裝置，在爐底部設(shè)置恒溫板與多個(gè)陣列排列的熱管組合的冷卻裝置，該裝置的溫度控制性較強(qiáng)［10］。此類(lèi)方案只能傳導(dǎo)壁面附近的反應(yīng)余熱，對(duì)反應(yīng)爐內(nèi)部的鋁液冷卻效果不佳。

針對(duì)三氯化鋁反應(yīng)爐內(nèi)部余熱積累問(wèn)題，目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究多見(jiàn)于理論設(shè)計(jì)階段，缺少實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。為解決三氯化鋁反應(yīng)爐余熱積累問(wèn)題，筆者提出了一種基于SiC?He的新型三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置，并利用數(shù)值模擬方法對(duì)具體實(shí)施方式進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。針對(duì)普通金屬換熱管材料耐高溫性差、鋁液易氧化等問(wèn)題，提出了在反應(yīng)爐內(nèi)部放置碳化硅（SiC）換熱管，管內(nèi)通入惰性氣體氦氣（He）作為載熱劑的取熱方案。碳化硅是一種新型高效換熱器材料［11］，具有強(qiáng)度高、導(dǎo)熱好及耐熱性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，適用于與高溫鋁液換熱［12］；氦氣具有良好的化學(xué)反應(yīng)惰性，不易與原料反應(yīng)產(chǎn)生雜質(zhì)，同時(shí)還具有熱容大、導(dǎo)熱系數(shù)高等優(yōu)點(diǎn)，具有良好的傳熱性能［13］。

在回收三氯化鋁反應(yīng)余熱過(guò)程中，氦氣可作為性質(zhì)穩(wěn)定的循環(huán)載熱劑，將反應(yīng)余熱取出并加以回收利用，釋放余熱后的冷氦氣再次回流到反應(yīng)爐中繼續(xù)取熱，形成循環(huán)。反應(yīng)余熱可用于干燥原料與產(chǎn)品等工藝，提高能源利用效率，減少能源消耗。上述余熱回收工藝為合成三氯化鋁反應(yīng)符合節(jié)能減排目標(biāo)提供重要參考價(jià)值［14］。

筆者基于現(xiàn)有的三氯化鋁生產(chǎn)工藝的工作條件，建立了三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置的三維模型，使用Fluent Meshing軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，使用Fluent軟件定義邊界條件并求解。通過(guò)數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)確定換熱管最佳進(jìn)風(fēng)口布置方案；研究管排的橫向、縱向管間距，以期得到管距大小與溫度場(chǎng)分布之間的規(guī)律；基于正交試驗(yàn)確定不同列換熱管風(fēng)速對(duì)溫差的影響大小。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型

以三氯化鋁生產(chǎn)工藝的工作參數(shù)作為參考，設(shè)計(jì)三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置的幾何模型，主要包括反應(yīng)爐本體、碳化硅管、氦氣通道，所建立的幾何模型如圖1所示。反應(yīng)爐為圓柱形，高500 mm，直徑1 800 mm，碳化硅管內(nèi)徑50 mm，外徑70 mm，壁厚10 mm，管長(zhǎng)3 000 mm，換熱管數(shù)量12根。為便于該模型后續(xù)的強(qiáng)化傳熱特性研究，特將換熱管的長(zhǎng)徑比設(shè)置為60，以避免入口效應(yīng)的影響，使管內(nèi)流動(dòng)達(dá)到充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)。

換熱管布置位置如圖2所示，管道間中心軸線的縱向距離為250 mm、橫向距離為300 mm。上排換熱管軸線到爐頂與下排換熱管軸線到爐底的距離均為125 mm。左右兩端換熱管到爐側(cè)面頂點(diǎn)距離均為150 mm。

在對(duì)物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，需考慮網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算成本與計(jì)算精度的影響。若網(wǎng)格數(shù)量較多，雖然可以保證較高的計(jì)算精度，但也會(huì)增加計(jì)算成本。故對(duì)流體域網(wǎng)格尺寸限制為2.5 mm，固體域與反應(yīng)爐網(wǎng)格尺寸限制為5 mm，模型總網(wǎng)格數(shù)為2 835 698。上述網(wǎng)格尺寸可在較低的計(jì)算成本下保持計(jì)算精度在許用誤差范圍內(nèi)。

1.2 數(shù)學(xué)模型

筆者以反應(yīng)爐內(nèi)的平均溫度和溫度均勻度（即溫度最大值與最小值之差，下文簡(jiǎn)稱(chēng)溫差）為研究對(duì)象，結(jié)合實(shí)際情況做如下假設(shè)：流體做定常流動(dòng)；忽略重力影響；管內(nèi)壁面假設(shè)為無(wú)滑移壁面條件。根據(jù)上述假設(shè)，流體流動(dòng)受物理守恒定律的支配，基本的守恒定律有：質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律、能量守恒定律。對(duì)這些守恒定律的數(shù)學(xué)描述為三大控制方程：連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程。各基本方程形式如下：

式中 c——比熱容；

k——流體的傳熱系數(shù)；

p——流體微元體上的壓力；

S，S，S——?jiǎng)恿渴睾惴匠痰膹V義源項(xiàng)；

S——粘性耗散項(xiàng)；

T——溫度；

t——時(shí)間；

u——速度矢量；

u、v、w——速度矢量u在x、y、z方向上的分量；

μ——?jiǎng)恿φ扯龋?/p>

ρ——密度。

1.3 邊界條件設(shè)置

入口邊界采用velocity?inlet，流體速度給定為10 m/s，溫度300 K；出口邊界采用pressure?outlet；三氯化鋁反應(yīng)爐外壁面設(shè)置為絕熱壁面；反應(yīng)爐整體設(shè)置為固定熱源，根據(jù)現(xiàn)有三氯化鋁生產(chǎn)工藝計(jì)算，每爐三氯化鋁日產(chǎn)量1.5 t，三氯化鋁反應(yīng)摩爾生成焓為584 kJ/mol，考慮三氯化鋁產(chǎn)物帶走約四分之一生成熱，以及加熱原料并熔解鋁錠的熱損耗，設(shè)置熱源強(qiáng)度為50 kW。

數(shù)值模擬計(jì)算設(shè)置Fluent壓力基求解器，Viscous Model選擇SST k?ω模型，壓力速度耦合采用SIMPLEC算法，壓力方程、動(dòng)量方程、能量方程均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，各項(xiàng)收斂殘差均設(shè)置為1×10。

2 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

2.1 換熱管進(jìn)風(fēng)口布置設(shè)計(jì)

三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置每根換熱管的進(jìn)風(fēng)口可在換熱管兩端任選其一。此前的數(shù)值模擬驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)設(shè)置所有進(jìn)風(fēng)口均在換熱管同一側(cè)，發(fā)現(xiàn)這種進(jìn)風(fēng)口布置方案易導(dǎo)致反應(yīng)爐靠近進(jìn)風(fēng)口的一側(cè)溫度低，約為1 022 K，靠近出風(fēng)口的一側(cè)溫度高，約為1 059 K。雖然余熱回收裝置能取出反應(yīng)余熱，降低反應(yīng)爐整體溫度，但進(jìn)風(fēng)口布置不合理易導(dǎo)致反應(yīng)爐整體溫差較大，同樣對(duì)控制三氯化鋁產(chǎn)物質(zhì)量不利。

針對(duì)上述問(wèn)題設(shè)計(jì)了4種換熱管進(jìn)風(fēng)口布置方案（圖3）——同側(cè)管進(jìn)風(fēng)（A）、上下排管交錯(cuò)進(jìn)風(fēng)（B）、左右列管交錯(cuò)進(jìn)風(fēng)（C）、三角形交叉進(jìn)風(fēng)（D），并以反應(yīng)爐平均溫度和溫差作為參考，利用數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，探討最佳的進(jìn)風(fēng)口布置方案。圖中，藍(lán)色管表示該側(cè)為管道入風(fēng)側(cè)，紅色管表示該側(cè)為管道出風(fēng)側(cè)。

經(jīng)數(shù)值模擬得到三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置在預(yù)設(shè)工況下的溫度場(chǎng)分布結(jié)果。圖4給出了y=250 mm處反應(yīng)爐中心截面溫度分布云圖。由圖可見(jiàn)，方案A的溫度均勻度最差，y=250 mm截面溫差可達(dá)37 K，大于其他3種方案的截面最大溫差，且爐內(nèi)相對(duì)高溫區(qū)面積也大于其他3種方案。對(duì)于B、C、D3種方案，最大溫差分別為10、12、10 K，三者溫差相近，且相對(duì)高溫區(qū)面積相近。

表1給出了4種方案下反應(yīng)爐溫度數(shù)據(jù)，A方案的平均溫度為1 045.51 K，溫差為53.66 K；B方案平均溫度為1 047.40 K，溫差為29.70 K；C方案平均溫度為1 049.06 K，溫差為30.10 K；D方案平均溫度為1 049.08 K，溫差為29.37 K。由此可知B、C、D方案相對(duì)A方案可顯著降低反應(yīng)爐溫差，最大降幅為45%。這主要是由于采取進(jìn)風(fēng)口交錯(cuò)排布后，高、低溫區(qū)的溫度均勻度顯著改善。A方案平均溫度略低于B、C、D方案，這主要是因?yàn)锽、C、D方案的進(jìn)風(fēng)口交錯(cuò)排布后，入風(fēng)側(cè)管道的相鄰管道是溫度較高的出風(fēng)側(cè)管道，增大了入風(fēng)側(cè)管道壁面的熱流密度，提高了入風(fēng)側(cè)冷氦氣的溫度，降低了部分入風(fēng)側(cè)冷氦氣的載熱能力。但平均溫度的高低僅依靠調(diào)整進(jìn)風(fēng)流量與進(jìn)風(fēng)溫度就可以控制，相對(duì)而言控制溫差是更為復(fù)雜的物理問(wèn)題，因此在管道進(jìn)風(fēng)口布置設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)著重以溫差作為主要參考指標(biāo)，故從控制溫差的角度考慮，B、C、D為優(yōu)選方案。從工作現(xiàn)場(chǎng)布置進(jìn)風(fēng)口簡(jiǎn)易程度考慮，B方案相較于C、D方案更方便工人布置操作。綜上考慮，選用B方案為后續(xù)的進(jìn)風(fēng)口布置設(shè)計(jì)方案。

2.2 換熱管橫向、縱向間距設(shè)計(jì)

換熱管的橫向、縱向間距示意圖如圖5所示，其大小對(duì)反應(yīng)爐整體平均溫度與溫差有同樣重要的影響。按照B方案布置換熱管進(jìn)風(fēng)口，探究換熱管縱向管間距d、橫向管間距d變化對(duì)反應(yīng)爐溫度場(chǎng)分布（平均溫度和溫差）的影響。以管道間中心軸線的縱向、橫向距離分別作為縱向管間距d與橫向管間距d，變化幅度為20 mm，d取值范圍為80～420 mm，d取值范圍為80～340 mm。改變d時(shí)d固定為300 mm，改變d時(shí)d固定為250 mm。根據(jù)工藝要求，爐內(nèi)需為其他工藝流程預(yù)留一定的操作空間，若由于管間距較小而在反應(yīng)爐內(nèi)部形成部分沒(méi)有換熱管進(jìn)行換熱的區(qū)域，該區(qū)域應(yīng)作為預(yù)留空間，暫不考慮添加額外的換熱管。

如圖6所示，建立將模型對(duì)稱(chēng)等分的中心面1、2。在改變橫向管間距時(shí)，以中心面1為基準(zhǔn)對(duì)稱(chēng)面；改變橫向管間距的同時(shí)保證中心面1兩側(cè)的換熱管以中心面1對(duì)稱(chēng)。在改變縱向管間距時(shí)，以中心面2為基準(zhǔn)對(duì)稱(chēng)面；改變縱向管間距的同時(shí)保證中心面2兩側(cè)的換熱管以中心面2對(duì)稱(chēng)。

兩種管間距對(duì)平均溫度的影響規(guī)律如圖7所示，從圖7可以看出：改變縱向管間距對(duì)反應(yīng)爐平均溫度影響極小，平均溫度在1 055～1 060 K之間浮動(dòng)，主要是由于改變縱向管間距并沒(méi)有影響換熱管與爐內(nèi)熱源的接觸面積，也即換熱面積不變。而改變橫向管間距對(duì)反應(yīng)爐平均溫度影響較為顯著，平均溫度在橫向管間距為120 mm處最低，為982 K；在340 mm處最高，為1 106 K。整體趨勢(shì)為管間距越小，爐內(nèi)平均溫度越低。這主要是由于減小橫向管間距的同時(shí)增大了換熱管的換熱面積，增大了總傳熱量，從而降低了反應(yīng)爐平均溫度。

兩種管間距對(duì)溫差的影響規(guī)律如圖8所示，從圖8可以看出：改變縱向管間距對(duì)反應(yīng)爐溫差有一定影響，溫差在30～40 K之間浮動(dòng)，尤其是在管間距最大和最小處出現(xiàn)了極值，分別為43、59 K。改變橫向管間距對(duì)反應(yīng)爐溫差影響較顯著，溫差在橫向管間距為80 mm處最高，為125 K；在280 mm處最低，為29 K。由上述結(jié)果可知，過(guò)大或過(guò)小的管間距都會(huì)使溫差產(chǎn)生極端值。主要是由于管間距過(guò)大或過(guò)小均會(huì)使?fàn)t內(nèi)換熱管排布不均勻，有部分熱源由于換熱管排布不均勻引起導(dǎo)熱熱阻較大，降低了爐內(nèi)部分區(qū)域的熱通量，形成了局部相對(duì)高溫區(qū)；換熱管排布密集的區(qū)域由于熱通量較大形成了局部相對(duì)低溫區(qū)，導(dǎo)致了反應(yīng)爐溫差較大。

由上述分析結(jié)果可知，縱向管間距對(duì)反應(yīng)爐平均溫度和溫差影響不大，取200～300 mm之間即可。橫向管間距越小對(duì)降低反應(yīng)爐平均溫度的效果越好，但降低橫向管間距的同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致溫差過(guò)大，綜合考量控制平均溫度與溫差這兩種因素的難易程度，應(yīng)優(yōu)先控制溫差盡可能小，故橫向管間距選取范圍為250～300 mm。

2.3 不同列換熱管進(jìn)口風(fēng)速對(duì)溫差影響分析

繼確定進(jìn)風(fēng)方案與換熱管間距后，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)論發(fā)現(xiàn)經(jīng)2.1、2.2節(jié)設(shè)計(jì)優(yōu)化后的反應(yīng)爐仍存在30 K左右的溫差。若想進(jìn)一步控制溫差，可考慮調(diào)整不同列換熱管的進(jìn)口風(fēng)速大小，進(jìn)而改變管內(nèi)壁面的對(duì)流換熱系數(shù)，以此調(diào)整不同列換熱管與附近熱源的換熱量，達(dá)到控制反應(yīng)爐溫差的目的。換熱管的進(jìn)口風(fēng)速范圍調(diào)整為9～11 m/s，相比較原進(jìn)口風(fēng)速其變化范圍為±1 m/s。關(guān)于風(fēng)速調(diào)整范圍的選定依據(jù)，主要是由于在實(shí)際工藝過(guò)程中，換熱量較大的換熱管內(nèi)施加過(guò)高的進(jìn)口風(fēng)速會(huì)使其管內(nèi)流體換熱效率過(guò)高，導(dǎo)致其附近的反應(yīng)爐溫度過(guò)低，反而對(duì)控制反應(yīng)爐溫差不利，在換熱量較小的換熱管內(nèi)施加過(guò)低的進(jìn)口風(fēng)速同理。根據(jù)上述已知結(jié)論，橫向管間距定為300 mm，縱向管間距定為250 mm，采用上下排管交錯(cuò)進(jìn)風(fēng)布置進(jìn)風(fēng)口，管道編號(hào)如圖9所示。由于整體模型與邊界條件對(duì)稱(chēng)分布，所以選取半模型進(jìn)行研究。

采用正交試驗(yàn)研究不同列換熱管進(jìn)口風(fēng)速對(duì)溫差的影響。共設(shè)置3個(gè)因素，每個(gè)因素選取3個(gè)水平，試驗(yàn)方案見(jiàn)表2。

若對(duì)全部方案進(jìn)行研究需做27組試驗(yàn)，工作量較大，為了能得到具有代表性的結(jié)果并適當(dāng)減小數(shù)值模擬計(jì)算量，在27組試驗(yàn)中選取9組試驗(yàn)，并命名為A、B、…、H、I。得到表3中的9種試驗(yàn)方案組合。

按照表3進(jìn)行多因素試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表4。表4中K（i=1，2，3）為某一列上i水平對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果值之和，k=K/3；極差R=max{k}-min{k}，極差越大，則對(duì)溫差影響越大。

分析表4的結(jié)果可知，按各因素對(duì)應(yīng)極差大小排序?yàn)椋旱?列風(fēng)速>第3列風(fēng)速>第2列風(fēng)速。第1列換熱管風(fēng)速大小對(duì)溫差影響最大，為最主要因素，其次為第3列換熱管風(fēng)速，第2列換熱管風(fēng)速對(duì)溫差影響最小。

3 結(jié)論

3.1 對(duì)換熱管進(jìn)風(fēng)口布置進(jìn)行了設(shè)計(jì)，考慮到溫差較平均溫度更難控制，選用上下排管交錯(cuò)進(jìn)風(fēng)作為換熱管進(jìn)風(fēng)口布置方案。

3.2 縱向管間距對(duì)平均溫度和溫差影響不顯著，取值范圍為200～300 mm。橫向管間距與平均溫度成正比，與溫差成反比，取值范圍為250～300 mm時(shí)綜合效果最好。

3.3 經(jīng)正交試驗(yàn)分析可知，第1列換熱管風(fēng)速大小對(duì)溫差影響最大，為最主要因素，其次為第3列換熱管風(fēng)速，第2列換熱管風(fēng)速對(duì)溫差影響最小。

參 考 文 獻(xiàn)

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（收稿日期：2022-04-26，修回日期：2023-03-15）

Research on Heat Transfer Characteristics of Waste Heat Recovery?Unit of Aluminum Trichloride Reactor Based on SiC?He

TIAN Yi?hao， YU Bin， LI Jia?hao， XU Lei， WANG Feng?lu

（School of Mechanical and Power Engineering， Nanjing Tech University）

Abstract? ? Aiming at reaction heat accumulation in the reactor， a SiC?He?based new waste heat recovery device for the aluminum trichloride reactor was designed， including having the numerical simulation method used to compare the different arrangement schemes of the inlet of heat exchange tubes， and the staggered inlet of upper and lower tubes adopted to significantly improve the uneven temperature distribution of the reactor; having the influence of the transverse and longitudinal spacing of heat exchange tubes on the temperature field of the reactor investigated， and the value range of the longitudinal tube spacing determined to be 200?300 mm， as well as the value range of the transverse tube spacing to be 250?300 mm. The analysis and comparison of orthogonal test show that， the wind speed in the first column of heat exchanger tube has the greatest influence on temperature difference， followed by the third column ones， and the wind speed in the second column ones has the least influence on temperature difference.

Key words? ? aluminium trichloride reactor， silicon carbide， helium， numerical simulation， orthogonal test

作者簡(jiǎn)介：田一皓（1996-），碩士研究生，從事新型高效傳熱傳質(zhì)設(shè)備的研究，tianyihao_96@qq.com。

引用本文：田一皓，虞斌，李佳豪，等.基于SiC?He的三氯化鋁反應(yīng)爐余熱回收裝置傳熱特性研究［J］.化工機(jī)械，2023，50（2）：198-204.