芳烴低溫熱回收相變換熱系統(tǒng)的熱力特性

王子濤，王元華，倪艷濤

（華東理工大學機械與動力工程學院, 上海 200237）

據(jù)統(tǒng)計，石化行業(yè)能耗占全國工業(yè)能耗的一半以上，約占全國總能耗的16%[1]。芳烴聯(lián)合裝置是石化企業(yè)中典型及大型的聯(lián)合化工裝置，主要生產(chǎn)對二甲苯（PX），具有工藝流程長、循環(huán)物料多、分離過程長及分餾塔數(shù)量多的特點[2]。在生產(chǎn)運行中，芳烴聯(lián)合裝置會產(chǎn)生大量低溫熱，且溫位集中在100～200 ℃，大部分由空氣冷卻器和水冷器進行冷卻[3]，低溫熱能源浪費比較嚴重。據(jù)統(tǒng)計，某250 kt/a的芳烴聯(lián)合裝置塔頂?shù)蜏責嶝摵蛇_40.49 MW，其中抽余液塔、抽出液塔的低溫熱負荷總量相對較多，分別達到了22.3、6.5 MW。目前，芳烴塔頂?shù)蜏責峄厥绽梅绞街饕袩崧?lián)合技術(shù)、提壓操作技術(shù)及新型高效換熱設(shè)備技術(shù)[4-8]。中國石化金陵分公司采用將苯塔、甲苯塔二者熱聯(lián)合，以及將二甲苯精餾及吸附分離單元與二甲苯塔熱聯(lián)合的方式，有效回收了甲苯塔和二甲苯塔塔頂物料的低溫熱，同時二甲苯塔采用加壓操作方案，利用塔頂?shù)蜏責嶙鳛槌槌鲆核染s塔的重沸器熱源；中國石化鎮(zhèn)海煉化分公司及中國石化洛陽分公司，分別采用法國阿法拉伐公司、711 所QYB 型4 面可拆卸的全焊接板式換熱器回收塔頂?shù)蜏責?；某芳烴聯(lián)合裝置抽余液塔塔頂?shù)蜏責峄厥詹捎脤＠夹g(shù)雙管板蒸汽發(fā)生器。

目前，對于降低芳烴聯(lián)合裝置能耗以及優(yōu)化用能等方面已經(jīng)有較多的研究與應(yīng)用[9]，但是鮮有針對抽余液塔、抽出液塔的研究，除了塔設(shè)計壓力低，提壓操作無法進行的原因外，關(guān)鍵原因在于塔頂?shù)蜏責峄厥展に嚧嬖谌峤橘|(zhì)泄漏造成的裝置內(nèi)催化劑及吸附劑失效問題[10]。現(xiàn)階段，即使采用雙管板、全焊接板式換熱器也無法保證工藝本質(zhì)安全。比較抽出液塔及抽余液塔工藝流程可知，抽出液塔更靠近流程末端，考慮項目實施對裝置運行造成的潛在安全影響，本文選擇抽出液塔作為研究對象，提出采用中間工質(zhì)相變換熱進行塔頂?shù)蜏責峄厥找源_保裝置本質(zhì)安全的取熱方案。

1 相變換熱系統(tǒng)數(shù)值模型建立及求解

1.1 相變換熱系統(tǒng)原理

芳烴低溫熱回收相變換熱系統(tǒng)由再沸器、上升管、冷凝器和下降管組成，工質(zhì)在再沸器殼程內(nèi)吸熱汽化，沿著上升管進入冷凝器，氣相工質(zhì)遇冷冷凝，冷凝液順著下降管重新回到再沸器，實現(xiàn)熱量傳遞和交換。如圖1 所示為相變換熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖和工質(zhì)壓焓圖，其中圖1（b）所示1～2 范圍內(nèi)為再沸器蒸發(fā)段，工質(zhì)吸熱使得焓值增加，壓力減?。鲃訅簱p）；2～3 范圍內(nèi)為上升管段，工質(zhì)流動為等焓過程（不計熱損），壓力減小（流動壓損）；3～4 范圍內(nèi)為冷凝器冷凝段，氣相工質(zhì)釋放熱量使得焓值減小，壓力減?。鲃訅簱p）；4～1 范圍內(nèi)為下降管段，工質(zhì)流動為等焓過程，工質(zhì)壓力增大（液柱壓頭）。芳烴低溫熱回收相變換熱系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時，滿足如下條件：

圖1 相變換熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖（a）及工質(zhì)壓焓圖（b）Fig.1 Structure diagram of phase change heat exchange system (a) and pressure enthalpy diagram of working medium (b)

（1）質(zhì)量守恒：工質(zhì)在系統(tǒng)中循環(huán)一周后質(zhì)量流量不變；

（2）能量守恒：不考慮系統(tǒng)熱損，再沸器換熱量Qh等于冷凝器換熱量Qc，即Qh=Qc；

1.2 數(shù)值模型建立

1.2.1 蒸發(fā)段傳熱模型 若蒸發(fā)段無過熱，冷凝段無過冷，流動無壓損，蒸發(fā)溫度等于冷凝溫度，傳遞熱阻為0，此時達到系統(tǒng)循環(huán)的最優(yōu)狀態(tài)，蒸發(fā)段可以看做池沸騰傳熱。Cooper 池沸騰模型[11]只考慮了沸騰作用，而沒有考慮對流的作用，其計算公式為：

1966 年Chen 首先提出了加和模型[12]，通過對流強化因子F和沸騰抑制因子S的作用反映出對流及沸騰對總傳熱系數(shù)的貢獻。對于本文的相變換熱系統(tǒng)，實際運行時冷凝段存在過冷，故蒸發(fā)段不僅存在池沸騰傳熱，也存在對流傳熱，因此加和模型比較符合本文實際情況，其計算公式為：

1.2.2 冷凝段傳熱模型 Nusselt 提出了水平管外冷凝傳熱模型[13]，冷凝給熱系數(shù)計算公式如下所示：

1.2.3 上升管及下降管模型 假設(shè)上升管、下降管中工質(zhì)流動為等焓過程，由摩擦造成的壓損（Δp）可使用達利公式計算：

確定相變換熱系統(tǒng)運行最佳工況：首先，再沸器出口工質(zhì)全汽化，蒸發(fā)段出口氣相分率為1；其次，冷凝器出口工質(zhì)全冷凝，冷凝液為飽和或過冷狀態(tài)，工質(zhì)氣相分率為0。

在此基礎(chǔ)上，采用Aspen HYSYS 及EDR 對再沸器、冷凝器進行結(jié)構(gòu)設(shè)計，并且建立芳烴低溫熱回收相變換熱系統(tǒng)全流程模擬的數(shù)值模型（如圖2 所示），其出口計算結(jié)果（工質(zhì)飽和蒸汽3）與入口條件（工質(zhì)飽和蒸汽1）各物性參數(shù)不相等，即模型未收斂，通過調(diào)整工質(zhì)飽和蒸汽1 的溫度、工質(zhì)循環(huán)流量，以及下降管液位差（標高值）對數(shù)值模型進行求解。

圖2 芳烴低溫熱回收相變換熱系統(tǒng)全流程模擬的數(shù)值模型Fig.2 Numerical model of whole process simulation of aromatic low temperature heat recovery phase change heat exchange system

1.3 數(shù)值模型求解

Aspen HYSYS 與MATLAB 程序基于COM 接口實現(xiàn)數(shù)據(jù)交互，采用MATLAB 程序干預(yù)Aspen HYSYS 計算的方式來實現(xiàn)數(shù)值模型自動求解。程序計算流程如下：

（1）溫度調(diào)整。若焓值差不滿足允許誤差要求，則采用二分法對溫度進行調(diào)整，即以入口條件溫度與計算結(jié)果溫度兩者平均值進行迭代計算。

（2）液位差調(diào)整。液位差為再沸器殼程入口與下降管液面高度差，即下降管模型液位標高值。當壓力差不滿足允許誤差要求時，若入口條件壓力大于計算結(jié)果壓力，則增加液位差，反之，則減小液位差。

（3）工質(zhì)循環(huán)流量調(diào)整。工質(zhì)循環(huán)流量為系統(tǒng)穩(wěn)定運行時的工質(zhì)流量。當冷凝器與再沸器的換熱量差不滿足允許誤差，同時冷凝器換熱量大于再沸器換熱量時，說明再沸器側(cè)工質(zhì)汽化量偏小，則此時要增加工質(zhì)循環(huán)流量；反之，則減小工質(zhì)循環(huán)流量。

數(shù)值模型穩(wěn)態(tài)解計算程序的邏輯框架圖如圖3所示。其中，Hu為上升管入口質(zhì)量焓值；Hh為再沸器出口質(zhì)量焓值；Δh為下降管的液位高度；Tu為上升管入口溫度；Th為再沸器出口溫度；H%為Hu與Hh焓差值百分數(shù)，H%=(Hu-Hh)/Hu；pu為上升管入口壓力；ph為再沸器出口壓力；p%為pu與ph壓差百分數(shù)，p%=(pu-ph)/pu；Qh為再沸器熱負荷；Qc為冷凝器熱負荷；Q%為再沸器與冷凝器熱負荷差值百分數(shù)，Q%=(Qh-Qc)/Qh；qm為系統(tǒng)內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流量。經(jīng)過MATLAB 程序計算后，可以得到數(shù)值模型的穩(wěn)態(tài)解，實現(xiàn)相變換熱系統(tǒng)全流程模擬的數(shù)值模型閉環(huán)收斂。

圖3 程序計算邏輯框架圖Fig.3 Program calculation logic framework

2 工質(zhì)選擇

2.1 實驗工況

現(xiàn)場實驗工況抽出液塔塔頂氣組分及其質(zhì)量分數(shù)分別為：苯（0.16%）、甲苯（2.66%）、乙苯（0.04%）、對二甲苯（97.04%）、間二甲苯（0.04%）、鄰二甲苯（0.02%）、碳九及以上芳烴（0.02%）、非芳烴（0.02%）。相變換熱系統(tǒng)熱源為塔頂氣，取熱介質(zhì)為除鹽水。表1 所示為現(xiàn)場工況100 kW 塔頂?shù)蜏責嵯嘧儞Q熱系統(tǒng)的除鹽水及塔頂氣工藝參數(shù)。

表1 除鹽水及塔頂氣工藝參數(shù)Table 1 Process parameters of demineralized water and overhead gas

2.2 工質(zhì)選擇

相變換熱系統(tǒng)中間工質(zhì)的選擇需要遵循如下3 個原則：

（1）安全性。工質(zhì)應(yīng)該無毒，并且要確保系統(tǒng)穩(wěn)定運行時工質(zhì)壓力大于除鹽水壓力，從而避免除鹽水泄漏到工質(zhì)中，以及工質(zhì)又泄漏進入裝置內(nèi)造成催化劑及吸附劑失效。

（2）相容性。工質(zhì)與管殼材料不發(fā)生化學反應(yīng)，且工質(zhì)對裝置內(nèi)催化劑及吸附劑友好。

（3）熱物理性能。工質(zhì)應(yīng)該具有較大的汽化潛熱、表面張力、質(zhì)量密度以及較小的黏度，也就是工質(zhì)的液相傳輸系數(shù)（品質(zhì)因數(shù)）盡可能大，使得單位體積工質(zhì)能攜帶更多的熱量，具備較好的潤濕流動性能[14]。工質(zhì)的品質(zhì)因數(shù)計算式如下所示：

式中：ρn為工質(zhì)密度，kg/m3；σn為 工質(zhì)表面張力，N/m；hfg為工質(zhì)汽化潛熱，J/kg；μn為工質(zhì)黏度，Pa·s。

采用Aspen HYSYS 建立塔頂氣-除鹽水換熱模型，得到塔頂氣、除鹽水的熱流與溫度關(guān)系曲線如圖4所示。塔頂氣、工質(zhì)、除鹽水三者之間完成熱量傳遞的必要條件為三者之間構(gòu)成溫度梯度，那么工質(zhì)熱力曲線應(yīng)該介于塔頂氣及除鹽水熱力曲線之間。為確保再沸器及冷凝器二者具有匹配的換熱能力，在假設(shè)傳熱性能及換熱面積相近時，需要使得二者具有相近的有效傳熱溫差，最終確定工質(zhì)熱力曲線如圖4 所示。

圖4 塔頂氣、除鹽水及工質(zhì)溫度隨熱流變化關(guān)系Fig.4 Variation of overhead gas, demineralized water and working medium temperature with heat flow

考慮芳烴聯(lián)合裝置內(nèi)存在烷烴，烷烴成分對催化劑及吸附劑友好，并且考慮工質(zhì)泄漏進入裝置的可能性，則應(yīng)選擇比產(chǎn)品輕的組分以確保工質(zhì)能在后續(xù)工藝中與產(chǎn)品（C8）實現(xiàn)分離，故工質(zhì)組分擬在C1～C7 的直鏈烷烴中選擇。烷烴與管殼材料相容，工質(zhì)組分及比例確定的關(guān)鍵在于是否滿足工質(zhì)壓力大于除鹽水壓力（安全性），以及工質(zhì)是否具有較好的熱傳輸能力。綜上，最終確定工質(zhì)組分及其質(zhì)量分數(shù)分別為：丁烷（10%）、戊烷（10%）、己烷（40%）、庚烷（40%），工質(zhì)最低工作溫度100 ℃時，壓力及品質(zhì)因數(shù)分別達到535.4 kPa、1.26×103W/m2，滿足要求。

3 實驗研究及模型驗證

3.1 水工質(zhì)相變換熱系統(tǒng)實驗平臺搭建

設(shè)計及搭建水工質(zhì)相變換熱系統(tǒng)熱力特性實驗平臺，如圖5 所示，實驗系統(tǒng)主要由蒸發(fā)換熱單元、冷凝換熱單元、數(shù)據(jù)采集單元、工質(zhì)充注及抽真空單元組成。

圖5 水工質(zhì)相變換熱系統(tǒng)熱力特性實驗平臺Fig.5 Experimental platform for thermodynamic characteristics of hydraulic medium phase change heat exchange system

3.2 實驗數(shù)據(jù)分析及模型驗證

采用Aspen HYSYS 建立水工質(zhì)相變換熱系統(tǒng)數(shù)值模型。其他條件不變，在100、200、300 L/h 3 種不同除鹽水流量下，進行了加熱功率1～6 kW 內(nèi)實驗及數(shù)值模擬研究，比較了不同除鹽水流量下工作溫度、工質(zhì)循環(huán)流量及液位高度的實驗值及計算值（圖6），以驗證數(shù)值模型的可靠性。其中，工作溫度為上升管進出口溫度平均值，工質(zhì)循環(huán)流量為系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時工質(zhì)流量，液位高度是下降管最底端與下降管工質(zhì)液面之間的高度差。由圖6 可知，隨加熱功率增加，三者對應(yīng)的實驗值與計算值變化趨勢一致，增大加熱功率，工作溫度、工質(zhì)循環(huán)流量及液位高度隨之增大；增加除鹽水流量，工質(zhì)溫度降低，但循環(huán)流量和液位高度隨之增加。

圖6 實驗值與計算值對比Fig.6 Comparison between experimental value and calculated value

計算不同除鹽水流量下工作溫度、工質(zhì)循環(huán)流量及液面高度的實驗值與計算值的相對誤差，結(jié)果如表2 所示。由表2 可知，工作溫度、工質(zhì)循環(huán)流量及液位高度對應(yīng)的最大相對誤差分別為0.84%、5.42%、0.66%，且變化規(guī)律趨勢一致，驗證了芳烴低溫熱回收相變換熱系統(tǒng)全流程模擬的穩(wěn)態(tài)數(shù)值模型的可靠性。

4 相變換熱系統(tǒng)熱力特性研究

4.1 工藝參數(shù)對系統(tǒng)熱力特性影響

基于建立的芳烴低溫熱回收相變換熱系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)數(shù)值模型，本文數(shù)值模擬了工藝參數(shù)（塔頂氣流量、除鹽水溫度及流量）對系統(tǒng)熱力特性的影響（圖7）。當除鹽水流量為1 370 kg/h、除鹽水入口溫度分別為55 ℃、60 ℃、65 ℃時，對塔頂氣流量1 000～1 300 kg/h范圍內(nèi)的21 組數(shù)值進行模擬計算；當塔頂氣流量為1 100 kg/h、除鹽水入口溫度為60 ℃時，對除鹽水流量1 170、1 270、1 370、1 470、1 570 kg/h 共5 組數(shù)值進行模擬計算。

圖7 熱負荷、工質(zhì)循環(huán)流量隨工藝參數(shù)變化關(guān)系Fig.7 Relationship between process parameters and thermal load, circulating flow of working medium

4.1.1 系統(tǒng)熱負荷與工質(zhì)循環(huán)流量 由圖7（a）、7（b）可知，其他條件一定時，隨塔頂氣流量增加，系統(tǒng)熱負荷、工質(zhì)循環(huán)流量在塔頂氣臨界流量前分別逐漸增加、減小，隨后分別逐漸減小、增加，變化幅度較小，且除鹽水入口溫度越低，臨界流量值越大；其他條件一定時，隨除鹽水入口溫度升高，系統(tǒng)熱負荷及工質(zhì)循環(huán)流量逐漸減小。另外由圖7（c）可知，隨除鹽水流量增加，系統(tǒng)熱負荷及工質(zhì)循環(huán)流量逐漸增加。

4.1.2 工作溫度 由圖8（a）可知，塔頂氣流量一定時，隨除鹽水入口溫度升高，工作溫度逐漸升高，主要原因為系統(tǒng)冷凝能力下降，系統(tǒng)工作溫度相應(yīng)提升；當除鹽水入口溫度一定時，隨塔頂氣流量增加，工作溫度變化規(guī)律與系統(tǒng)熱負荷變化規(guī)律（圖7（a））一致，均隨塔頂氣流量增加而先增加后減小。此外，由圖8（b）可知隨除鹽水流量增加，工作溫度逐漸降低，這是因為系統(tǒng)冷凝換熱能力增強，系統(tǒng)工作溫度相應(yīng)降低。

圖8 工作溫度隨工藝參數(shù)變化關(guān)系Fig.8 Relationship between process parameters and working temperature

4.1.3 液位高度 下降管液柱壓頭為系統(tǒng)自然循環(huán)提供動力，克服系統(tǒng)循環(huán)壓降。如圖9 所示，液位高度變化規(guī)律與工質(zhì)循環(huán)流量基本一致。此外，冷熱介質(zhì)溫差增加（除鹽水入口溫度降低及塔頂氣入口溫度不變），除鹽水流量增大，均使得工質(zhì)循環(huán)流量提高，液位高度提升。實際上，為避免系統(tǒng)換熱性能受系統(tǒng)驅(qū)動力制約，故在大溫差及除鹽水流量較大情況下，須確保安裝高度（再沸器殼程入口與冷凝器殼程出口高度差）大于計算液位差。

圖9 液位高度隨工藝參數(shù)變化關(guān)系Fig.9 Relationship between process parameters and liquid level height

4.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對系統(tǒng)熱力特性影響

實驗工況下，選擇上升管規(guī)格為Φ89 mm×4 mm、Φ127 mm×4.5 mm、Φ159 mm×4.5 mm、Φ194 mm×5.5 mm、Φ219 mm×6 mm，下降管規(guī)格為Φ25 mm×2.5 mm、Φ32 mm×3.5 mm、Φ45 mm×3.5 mm、Φ57 mm×3.5 mm、Φ89 mm×4.0 mm的共25 組數(shù)值進行模擬計算，以及安裝高度0.4～2.0 m 的共17 組數(shù)值，臥式（再沸器）-臥式（冷凝器），臥式（再沸器）-立式（冷凝器）共2 種不同安裝組合方式進行數(shù)值模擬計算，研究結(jié)構(gòu)參數(shù)對系統(tǒng)熱力特性影響規(guī)律。

4.2.1 管徑 由圖10 可知，其他條件一定，隨上升管管徑增大，系統(tǒng)熱負荷小幅增加，在管徑大于 ? 159 mm時熱負荷基本不變，此時工質(zhì)循環(huán)流量基本不變，液位高度逐漸減小；其他條件一定，隨下降管管徑增大，系統(tǒng)熱負荷及工質(zhì)循環(huán)流量基本不變，液位高度逐漸減小。

圖10 管徑對系統(tǒng)熱力特性影響Fig.10 Influence of pipe diameter on system thermodynamic characteristics

4.2.2 安裝高度 根據(jù)重力型分離式熱管運行原理可知，當安裝高度較小時，系統(tǒng)循環(huán)驅(qū)動力較小，工質(zhì)回液不暢導(dǎo)致傳熱性能不佳[15]。熱負荷與安裝高度變化關(guān)系如圖11 所示。隨安裝高度增加，液柱高度增加導(dǎo)致系統(tǒng)循環(huán)驅(qū)動力增大，冷凝液回流更加順暢，蒸發(fā)段出口工質(zhì)過熱度、冷凝段出口工質(zhì)過冷度均逐漸減小，系統(tǒng)內(nèi)兩相區(qū)面積增加，過冷及過熱區(qū)面積減小，系統(tǒng)傳熱能力增強。但隨安裝高度繼續(xù)增加，下降管內(nèi)的液柱高度開始低于安裝高度而出現(xiàn)“斷流”現(xiàn)象[16]，系統(tǒng)傳熱性能不再隨安裝高度增加而持續(xù)增大。如圖11 所示，下降管在A 點后出現(xiàn)“斷流”，繼續(xù)增加安裝高度導(dǎo)致?lián)Q熱量減小。

由圖12 可知，安裝高度變化對工質(zhì)循環(huán)流量影響較小。本文安裝高度研究范圍內(nèi)，下降管均出現(xiàn)了“斷流”情況，安裝高度增加使得沿程阻力增加，工質(zhì)傳熱熱阻增大，熱阻制約系統(tǒng)傳熱性能，液位高度提升以及換熱量減小。此外，隨安裝高度增加，下降管斷流長度（未覆蓋液相部分，即安裝高度-液位差）增加，從工程化應(yīng)用角度考慮，安裝高度只需足夠克服循環(huán)壓降即可，而無需過分增加。如安裝高度為0.4 m 時，液位差為0.371 m，則系統(tǒng)正常運轉(zhuǎn)；若安裝高度小于液位差，則系統(tǒng)無法正常運轉(zhuǎn)。若安裝高度增加，則斷流長度增加，換熱量減小。

圖12 安裝高度對系統(tǒng)熱力特性的影響Fig.12 Influence of installation height on system thermodynamic characteristics

4.2.3 安裝方式 由圖13 可知，比較臥式-臥式（HH）、臥式-立式（H-V）兩種安裝方式，前者換熱量比后者高大約3%，工質(zhì)循環(huán)流量基本一致，前者液位高度明顯小于后者。

圖13 安裝方式對系統(tǒng)熱力特性的影響Fig.13 Influence of installation mode on system thermodynamic characteristics

5 結(jié) 論

為完成芳烴裝置抽出液塔塔頂氣余熱回收，本文提出一種利用中間工質(zhì)相變換熱的余熱回收方案，并通過數(shù)值模擬與實驗驗證的方法進行了相變換熱系統(tǒng)的相關(guān)研究。具體結(jié)論如下：

（1）根據(jù)工質(zhì)選擇原則（安全性、相容性及熱力性能），利用Aspen HYSYS 確定了現(xiàn)場實驗工況下符合條件的中間工質(zhì)組分及質(zhì)量分數(shù)：丁烷（10%）、戊烷（10%）、己烷（40%）、庚烷（40%）。

（2）搭建了水工質(zhì)相變換熱系統(tǒng)熱力特性實驗平臺，采用實驗及數(shù)值模擬相結(jié)合的方式比較了不同冷卻水流量下工作溫度、工質(zhì)循環(huán)流量及液位高度實驗值與計算值，對應(yīng)最大相對誤差分別為0.84%、5.42%、0.66%，驗證了數(shù)值模型可靠性。

（3）隨除鹽水入口溫度上升，系統(tǒng)熱負荷、工質(zhì)循環(huán)流量、液位高度逐漸減小，工作溫度逐漸升高；隨塔頂氣流量增加，系統(tǒng)熱負荷、工作溫度先增加后降低，工質(zhì)循環(huán)流量、液位高度先減小后增加，且除鹽水入口溫度越低，臨界流量值越大；隨除鹽水流量增加，系統(tǒng)熱負荷、工質(zhì)循環(huán)流量、液位高度逐漸增加，工作溫度逐漸降低。在大溫差及除鹽水流量較大情況下，為避免系統(tǒng)換熱能力受驅(qū)動力制約，需確保安裝高度大于計算液位差。

（4）系統(tǒng)熱負荷隨上升管管徑增大而增加，在管徑大于Φ159 mm 后基本不變；下降管“斷流”情況下，隨安裝高度增加，系統(tǒng)沿程阻力增加導(dǎo)致熱阻增大，熱阻制約傳熱性能，換熱量減小，故安裝高度只需足夠克服循環(huán)壓降，而無需過分增加；臥式（再沸器）-臥式（冷凝器）組合安裝方式的換熱量比臥式（再沸器）-立式（冷凝器）組合方式的換熱量大3%左右。

符號說明