传热过程（通用11篇）
传热过程 篇1
1 前言
在连铸-热轧区段,将切割后的板坯下线并放置空气中堆跺冷却是生产流程中常用的铸坯冷却和管理方式,同时也是连铸-热轧区段内一个重要的缓冲单元。掌握堆冷铸坯的温度变化规律有利于区段内界面衔接与匹配技术的优化,提高生产效率和能量效率,节约生产资源[1,2,3,4]。
本文结合马钢典型的大板坯(断面230mm×2100mm)生产流程对堆冷过程中铸坯温度场采用数学模拟和现场实测方法进行了研究,并重点分析了堆冷过程中铸坯内外温度的变化规律。
2 模型的建立
2.1 基本假设
以堆跺沿拉坯方向长度1/2处的所有铸坯断面(见图1)做为计算模拟区域建立堆冷过程铸坯温度变化的计算模型。基本假设如下:
(1) 忽略铸坯沿拉坯方向的传热, 将板坯的传
热简化为二维传热问题。
(2) 铸坯之间、板坯与地面紧密接触,忽略接触热阻。
(3) 忽略铸坯的密度变化,比热容和导热系数是温度的函数。
(4) 板坯编号从上至下为1,2,3,…,12。
2.2 控制方程
铸坯:
undefined
地面:
undefined
式中 T——温度,K;
t——时间,s;
ρ——密度,g·cm-3;
Cp——比热容,J·(g·K)-1;
λ——导热系数,J·(cm·s·K)-1。
2.3 边界条件
堆跺顶部铸坯的上表面[5]:
undefined
铸坯的侧面:
undefined
堆跺底部铸坯的下表面:
Tg=Tc (5)
式中 Tc——半无限厚地层的解。
Tc可用下式计算[6]:
undefined
式中 σ——Stefan-Boltzman常数,W·(m2·K4)-1;
ε——表面黑度系数;
h——对流换热系数,W·(m2·K)-1;
T∞——地面初始温度,K。
2.4 初始条件
堆冷铸坯的温度分布与其在堆跺中的位置有关。开始堆跺时,由于热履历相同,每块板坯的温度分布基本相同,但在堆跺一段时间后,由于各铸坯上下表面紧密接触,传热良好,处于堆跺中间部位的板坯上、下表面温度并未随着堆跺顶部板坯表面和堆跺侧面温度继续下降,而是在热传导的作用下温度趋同。实测数据已验证了这一点,见表1、表2。
注:测量点为表面中心区域。
通过表1、表2的实测数据可以看到:9块铸坯堆冷20分钟后,铸坯的各接触面温度相当接近。原因是由于各铸坯上下表面紧密接触,传热良好,从而使中间区域的铸坯上下表面与心部温度趋于一致。模型以此时堆跺的温度分布为初始条件。
3 计算结果与分析
应用模型对铸坯的堆冷过程进行了模拟计算,计算结果见表3、图2和图3。
从表3的数据对比中发现,数学模型的计算值与实测值的绝对误差最大为21℃, 相对误差最大仅
为4%。对于误差产生的原因经过分析认为,现场板坯库中所有铸坯的存放都是以堆跺形式存在的,且堆跺之间的间距较小,在冷却的过程中,各堆跺的温度由于时间关系并不相同,尤其是堆跺两侧的冷却环境差别较大,所以堆跺之间存在相互影响,在表3中可以看到实测数据相对较高。由于误差最大仅为4%,完全满足现场需要。
由图2、图3可以看到,堆跺中的铸坯冷却速率最快的是顶部铸坯,尤其是在堆冷的开始阶段,24h内顶部铸坯的上表面中心冷却速率达到14.2K/h,这是由于堆跺顶部的空气对流冷却相对较强;其次是第2块,其上表面中心冷却速率达到13.0K/h;而中间区域和底部区域的冷却速率较慢,且较为接近。另外,堆跺开始时中间区域是高温区,随着冷却时间延长,高温区缓慢向下移动,经计算堆跺底部铸坯上表面中心冷却速率为8.1K/h,中间第6块铸坯上表面中心的冷却速率为8.5K/h。由上述可知24h内,堆跺铸坯的主要冷却速率范围为8.1~14.2K/h,远远小于辊道输送过程的冷却速率,所以在连铸-热轧区段铸坯堆冷既是一个缓冲单元,同时也是一种缓冷方式。
4 结论
堆冷过程铸坯温度场模拟研究表明:堆冷开始时,堆跺的中间区域是高温区,随着冷却时间延长,高温区缓慢向下移动。冷却速率最快的是顶部铸坯,而中间区域和底部区域的冷却速率较慢,堆冷铸坯的冷却速率为8.1~14.2K/h。可见,堆跺冷却在生产中不但具有缓冲功能,还具备一定的缓冷作用。合理利用堆冷过程铸坯的温度变化规律可以提高生产过程的热效率,并作为优化连铸-热轧区段内界面衔接与匹配技术的一个手段。
参考文献
[1]殷瑞钰.冶金流程工程学[M].北京:冶金工业出版社.2005.
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[3]彭其春,田乃媛,等.新一代炼钢—连铸—热轧区段配置[J].炼钢.2002,18(5):31.
[4]刘青,彭其春,等.转炉-连铸-热轧区段的匹配模式[J].包头钢铁学院学报.2001,20(3):276.
[5]卞伯绘.辐射换热的分析和计算[M].北京:清华大学出版社,1988.
[6]向顺华.连铸坯热送热装热过程研究[D].北京:北京科技大学.1996.
传热过程 篇2
经常被称为热科学的工程领域包括热力学和传热学.传热学的作用是利用可以预测能量传递速率的一些定律去补充热力学分析，因后裔只讨论在平衡状态下的系统．这些附加的定律足以3种基本的传热方式为基础的，即导热、对流和辐射。传热学是研究不同温度的物体，或同一物体的不同部分之间热量传递规律的学科。传热不仅是常见的自然现象，而且广泛存在于工程技术领域。例如，提高 热管热传递速率曲线图锅炉的蒸汽产量，防止燃气轮机燃烧室过热、减小内燃机气缸和曲轴的热应力、确定换热器的传热面积和控制热加工时零件的变形等，都是典型的传热问题。
就学科而言，传热学是偏于数学理论的，公式繁杂冗长，仅仅是求解结果看起来就已经是十分头痛了，更别说求解过程，初看起来只能是望洋兴叹、望而却步，经过本科阶段的学习，大体就是这么一个映像，然而随着学习的深入以及研究生阶段注重求解过程和求解方法的讲解，传热学开始变得简单了，特别是赵老师通俗易懂、深入浅出的讲解，很多复杂的传热问题可以简化、假设，最终归结为求解偏微分方程。求解标准解一段尤为精彩，无限大区间的一维非稳态导热问题，任意内热源，任意初始温度，由于傅立叶变换是无限大区间的积分变换，因此很适合求解这类问题，最终导出了这类问题的标准解，这一标准解用途十分广泛，许多一维非稳态导热问题都可以从这个解直接导出，通过引入狄拉克函数还可以把定常热流问题转换为内热源，可谓是一个万能的标准公式。能将如此繁杂的问题运用数学手段求出绝对精确的解，细细体会求解过程，实在是妙不可言，异彩纷呈啊！
墙体保温与墙体传热系数测试 篇3
关键词：墙体节能；墙体保温；传热系数；防护热箱法
住宅建筑节能关键之一是加强外墙保温，建筑物外墙传热面占整个建筑物外围护结构总面积的66%左右。通过外墙传热所造成的能耗损失约占建筑的外围护结构总能耗损失的48%。桂林市每年竣工300多万平方米的居住建筑，其建筑墙体材料在我国还没执行《建筑节能工程施工质量验收规范》（GB 50411-2007）之前大部分以粘土实心砖为主，粘土砖外墙保温性能差，按照《广西壮族自治区居住建筑节能设计标准》（DB 45/221-2007）北区居住建筑外墙的传热系数为K≤1.5W/(m2?K)的要求，240mm厚的粘土实心砖墙体需加厚到480mm厚的墙体才能达到要求。因此，抓紧研制新型建筑墙体材料及保温节能技术迫在眉睫。
一 墙体保温
墙体保温技术重点是外墙保温。外墙保温可分为外墙自保温、外墙内保温、中间保温和外墙外保温。
（１）外墙自保温
外墙自保温系统是墙体自身的材料具有节能阻热的功能，当前，使用较多的是蒸压加气混凝土砌块，尤其是砂加气混凝土砌块，其材料本身的导热系数低，由于在混凝土里加入引气剂后，形成大量封闭孔洞，使得这类砌块保温隔热性能好，并将围护和保温合二为一，无需另外附加保温隔热材料，在满足建筑要求的同时又能满足保温节能要求。尽管外墙自保温优势明显，但仍存在较大缺陷，推广难度不少。自保温材料强度比较低，抗裂性不很理想，时间长容易产生墙体开裂现象。
（２）外墙内保温
外墙内保温系统即保温材料置于外墙内侧，施工简单易行，常用到的保温材料有建筑保温砂浆或膨胀玻化微珠保温隔热砂浆，聚苯颗粒保温浆料，绝热用挤塑聚苯乙烯泡沫塑料（XPS板），绝热用模塑聚苯乙烯泡沫塑料（EPS板），以及酚醛板、泡沫玻璃等保温材料。由于绝热材料强度较低，需设覆面层保护（如加贴玻纤网格布抹3～5mm厚抗裂砂浆层）。对于内保温，当前存在的问题是外墙内保温的保温层构造位置使得建筑物外墙与内墙分别处于两个不同温度环境。一般来说，环境温度每变化10℃会引起墙体万分之一的混凝土材料涨缩，从而引起内保温材料开裂，则冷热桥更加突出，对建筑物的使用寿命也不利，且内保温占用了室内的使用面积，内墙悬挂物件很容易破坏内保温层，影响住户的二次装修。因此，外墙内保温较之外保温，是一种过渡的、落后的保温节能技术。
（３）中间保温
将绝热材料设置在外墙中间，有利于发挥墙体材料本身对外界环境的防护作用，从而降低造价。在砖砌体、砌块或钢筋混凝土墙体中间安设岩棉板、玻璃棉板、聚苯板，或在砌块内部填充聚苯板，或填（吹）入散状（或袋状）膨胀珍珠岩、聚苯颗粒、玻璃棉等，可取得良好的保温效果，但要填充密实，避免内部形成空气对流，并做好内外墙间的牢固拉结，这一做法特别在地震区较为重视。在广西南宁、柳州地区用填充聚苯板的混凝土空心砌块或填入聚苯颗粒的混凝土空心砌块砌筑墙体较为常见，这种做法的优点是施工简便，有较好的保温效果，缺点是热桥部位得不到很好的处理。
（４）外墙外保温
外墙外保温是复合墙体的一种主要形式，是将保温材料做在外墙结构的外部，使之具有保温隔热的功能。外保温在我国有很大的发展前途，当前应用也比较广泛，是最值得推广和研发的节能保温技术。外保温比内保温有诸多优越性：1）外保温可以避免产生冷桥。采用保温复合墙体后，原来既可作为承重又可作为保温用的墙体可以减薄，但如果用内保温，则冷桥的问题就趋于严重。而冷桥会导致潮湿、结露、淌水和发霉，外保温则不存在这个问题，在同样的保温水平（如用50mm厚绝热用模塑聚苯乙烯泡沫塑料）条件下外保温要比内保温的热损失可减少约1/5，从而节约了热能。2）外保温复合墙体内部的实体墙热容量大，能使诸如太阳辐射或间歇采暖造成的室内温度变化减缓，室温较为稳定，生活较为舒适，也使太阳辐射的热、人体散热、家用电器及炊事散热等因素产生的“自由热”得到较好的利用，有利于节能。3）由于采用外保温，墙体受到保护，室外气候条件引起的墙体内部较大的温度变化在外保温层内，避免了内部的砖墙或混凝土墙体中发生大的温度变化。这样，外墙主体产生裂缝、变形、破损的危险大为减轻，寿命可以大大延长。4）在进行旧房改造时，外侧保温不会象内侧保温那样，使住户增加很多麻烦，也不至于因此减少室内使用面积。5）住户进住前进行装修时，房屋内保温层往往遭到破坏，如果采用外保温，则可以避免发生这种情况。6）外保温综合经济效益高。外保温工程每平方米造价比内保温相对高一些，但比内保温增加了使用面积约1.8%～1.9%，有节约能源和改善热环境等好处，总的效益十分显著。7）在我国，外保温技术近年来得到了飞速的发展，一些研发机构也开发了多种各有特色的外保温技术和各种保温材料。归纳起来，外墙外保温系统的基本做法由下列几部分组成：a、基层墙体：页岩烧结多孔砖墙、粘土砖墙、混凝土空心砌块墙、蒸压加气混凝土砌块墙、钢筋混凝土墙；b、粘结层（粘结胶浆）或是界面层（界面砂浆）；c、绝热层（保温层）：挤塑板、聚苯板、酚醛板、泡沫玻璃、建筑保温砂浆或膨胀玻化微珠保温隔热砂浆、聚苯颗粒保温浆料，也有用玻璃棉或岩棉；d、保护层：抗裂砂浆或抹面胶浆+玻璃纤维网格布，若用保温板类，则用玻璃纤维网布并用锚栓加固；若采用岩棉板作保温，则用钢丝网片。ｅ、饰面层：多用薄涂层、面层涂料，也有用饰面砖或饰面板等。
外保温存在的主要技术问题仍是如何避免日后表面裂缝、空鼓和脱落。为此，对于保温材料（性能以及尺寸误差）、网格布（孔眼、强度、重量、保护层、搭接等）、胶粘剂及面层砂浆（配合比、厚度、养护）以及其构造作法等诸多因素，都要一一妥善处理，要严格遵守有关技术规程，确保墙体外保温的施工质量。
二 墙体传热系数测试
传热系数是指在稳态传热条件下，围护结构两侧空气温度差为1K时，单位时间内通过单位面积传递的热量，单位为W/（m2?K）。传热系数是衡量房屋建筑围护结构节能水平优劣的一项重要指标，传热系数越大，则建筑围护结构的节能水平越低，能耗损失越大。反之，则建筑围护结构的节能水平越高，能耗损失越小。测定围护结构传热系数目前国内外通常采用标定和防护热箱法、热流计法、红外热像仪法等。按检测场所不同又分为现场检测和实验室检测。墙体传系数的测试在实验室内通常采用防护热箱法和标定热箱法，按《绝热 稳态传热性质的测定 标定和防护热箱法》GB/T13475-2008标准执行。现场检测墙体传系数通常采用热流计法，国际标准ISO 9869《建筑构件热阻和传热系数的现场测量》、美国标准ASTM C1046《建筑围护结构构件热流和温度的现场测量》和ASTM C1155《由现场数据确定建筑围护结构构件热阻》都对热流计法作了详细规定。这里重点介绍实验室检测墙体传热系数——防护热箱法。
（１）防护热箱法检测墙体传热系数
1）基本原理：用人工制造一个一维传热环境，被测部位的内侧用热箱模拟采暖建筑室内条件，并使热箱内和室内空气温度保持一致，另一侧为室外自然条件，这样被测部位的热流总是从室内向室外传递；当热箱内加热量与被测部位的传递热量达平衡时，通过测量热箱的加热量得到被测部位的传热量，经计算得到被测部位的传热系数。试验墙体传热系数[W/（m2·K）]应按下式计算：K=Q1/[A×(Tni-Tne)]·········(1)
其中，Q1为通过试件的热流量，W；(Tni-Tne)为试验墙体内外侧环境温度差，K；A为计量面积，m2；
Q1= Q- Q3·········(2)
其中，Q为总输入功率，W；Q3为通过计量箱壁的热流量，W。
2）墙体传热系数检测：仪器设备选用《稳态热传递性质测定系统》（CD-WTB1010型），检测装置由试件框、冷箱、防护箱和计量箱四部分组成，计量面积为1m2。测量一新建住宅建筑主体外墙，外墙具体构造由内至外依次为20mm厚石灰水泥砂浆、240mm厚页岩烧结多孔砖砌体、20mm厚水泥砂浆。在试件框内砌筑一幅规格为1260mm×1260mm类似于所测建筑外墙的试验墙体，待墙体自然凉干后，将试件箱推入检测设备安装位置，在试件的两侧各均匀布好9个传感器，用手将计量箱和试件框紧紧连在一起将其固定，进行密封处理，然后将防护箱和试件框用夹具连紧，开启电脑进入检测系统设定各项参数后进行自动测试。系统在平衡后达到稳态，则开始正式采集数据，每隔30分钟采集数据一次，共采集6次，测试自动结束。测试时热箱设定温度为35℃，温度波动范围在0.25℃之内；冷箱设定温度为-5℃，温度波动范围在0.3℃之内；墙体表面温度波动范围在0.5℃之内，加热功率允许误差在5%以内。6次测试热箱的平均温度为307.89K、冷箱的平均温度为268.00K，加热功率为73.37W，通过计量箱壁的热流量为0.06W，通过方程(2)至方程(1)计算得到墙体传热系数为1.838 W/（m2·K）。
3）检测结果分析比较：
表中材料导热系数λ及墙体内、外表面换热阻Ri、Re 由《民用建筑热工设计规范》GB50176-93查得
通过防护热箱法检测墙体所得传热系数与理论计算值比较要大于理论计算值，这是因为，一方面理论计算中所采用的热工参数是综合考虑不同材料物理、力学性能后给出的经验值，仅能作为房屋建设前的设计依据；另一方面试验墙体在测试时由于环境温度、湿度等的影响，传热系数也有所改变。
（２）传热系数测试结论
通过实验室检测墙体传热系数，并对数据进行分析后得出以下结论：1）实验室检测建筑围护结构的传热系数近似等于现场建筑围护结构实体的传热系数；2）实验室检测的建筑围护结构的传热系数往往比理论计算值要大；3）试验表明，只要人为可实现较大温差的一维传热过程时，防护热箱法也可以在现场对建筑围护结构的传热系数进行测试。
三 结束语
我们要努力掌握先进的建筑节能技术，大力推广建筑节能，提倡低碳、绿色、生态的生产生活方式，使建筑节能深入人心。为此，我们要在建筑节能方面进行科技创新，一方面努力在墙体保温、屋面保温、门窗保温、绿色照明等领域实现新的更大的技术突破，另一方面，进一步加强成熟、适用新技术的成果转化和推广应用，鼓励和扶持可再生能源在建筑领域的规模化利用。
参考文献
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传热过程 篇4
本文以国内储量丰富的褐煤为研究对象,对流气体采用氮气,在气体温度为450℃、流量为0~10 L/min的条件下考察褐煤的热解特性。从一维拟均相模型入手,研究传热特性对褐煤热解产物分布及热解时间的影响,从而得到通过控制热解反应器内的流动及传热传质规律来调控热解时间及产物的方法。
1 实验部分
1.1 导热系数计算
拟均相的假设在多数情况下能够较准确地模拟热解炉的传热过程[12]。对于褐煤热解一维拟均相传热问题,若忽略反应过程中产生的热量,则物料不同位置随时间的变化可由式(1)表示[13,14,15,16,17,18,19,20,21,22]。
式(1)中,T为温度(K),t为时间(s),r为径向距离(m),R为半径(m),T0为物料初始温度(K),Tb为反应炉壁温度(K),α为热扩散系数(m2/s),热扩散系数α可由式(2)表示:
其中,cp为物料的比热容(J·kg),ρ为物料的密度(kg/m3)。
通过式(1)可知,在一定的边界条件下,一旦热扩散系数α确定,则温度随r和t的分布固定。通过测定物料不同位置的温度随时间的变化即可以通过回归的方法得到热扩散系数α。如已知煤的密度和比热容,即可利用式(2)获得物料的导热系数λ,进而预测不同条件下物料的温度变化。
1.2 实验装置及流程
热解实验系统如图1所示。系统主要由预热系统、反应系统、油水冷凝系统、煤气测量系统、以及储存系统和仪表控制系统等组成。其中,安装在反应系统径向位置的多点热电偶可用于测定热解炉的径向温度分布。
1- 湿式流量计;2- 转子流量计;3- 预热器;4- 热解炉;5多点热电偶;6- 冷凝器
热解实验时,先将褐煤原料破碎、筛分成粒度为25~35 mm。然后,将2 000 g的样品装入热解炉内,设置热解的升温速率为0.3 K/s,热解终温500℃。对流气体氮气通过预热系统进行加热,当氮气温度达到450℃后,再通入到热解炉内,对流气体的流量分别是0、0.5、1、1.5、5、7.5、10 L/min。实验的热解时间、消耗电量分别记录在实验装置的中控系统,气体产量由湿式流量计计量。
2 结果与讨论
2.1 气体流量对导热系数的影响
图2是根据式(2)计算的不同气体流量下的导热系数。气体流量为0~1 L/min时,煤的导热系数由0.301 W/(m·K)下降至0.297 W/(m·K),下降了1%。气体流量增加至5 L/min,导热系数几乎不变;继续增加气体流量至10 L/min,导热系数上升至0.312 W/(m·K),提高了4% 左右。实验结果说明,小于5 L/min的气体流量对于热解炉内的传热影响非常小;而较大的气体流量,如5~10 L/min,可在一定程度上促进热解炉内的传热,增加煤的有效导热系数。
2.2 气体流量对热解时间的影响
实验将物料温度由室温(RT)上升至500℃的热解时间t0分为两部分,t1和t2。t1代表物料由室温升至450℃时的热解时间,t2代表物料温度由450℃升至500℃时的热解时间。上述热解时间随气体流量的变化规律如图3所示。t2和t0均随着气体流量的增大呈上升的趋势。气体流量虽然对t1也有一定的影响,但相较于t2和t0,其影响可忽略。
由此可见,t2是导致t0增加的主要原因。而t2的增加可能是由引入的气体温度为450℃的氮气造成的。当料温大于450℃后,引入热解炉内的450℃的气体温度低于热解炉内的料温,气体会带走热解炉的一部分热量,从而减少了热解炉供给煤粒的热量,延长t2。随着气体流量的增大,气体带走的热量越多,相对的,煤粒得到的热量也就越少,温度上升的越慢,从而造成t2延长。
通过上述讨论可知,当气体温度一定,且小于热解终温时,气体流量越大,热解过程的总时间越长。因此,可通过减小气体流量来缩短热解时间。与气体流量相比,气体自身的温度对于热解时间具有更大的影响。因此,还可考虑通过提高气体温度,使其高于热解终温,来避免低温气体因携走热解炉内热量而造成的有效热量丧失,缩短热解时间。
2.3 气体流量对焦油产率的影响
实验过程中保证挥发分提取率一致。挥发分提取率定义式如下:
其中,V*为挥发分提取率(%),M1为干燥原煤质量(kg),M2为半焦质量(kg),Vd1为原煤挥发分(%),Vd2为半焦挥发分(%)。
图4给出了对流气体流量对焦油产率的影响。
如图4所示,焦油产率随气体流量的增大呈先增后减的趋势,且在1 L/min有最大值9.8%,和不通气条件相比,提高了11.4%。继续增加气体流量,焦油产率开始下降,且自1.5 L/min起,均低于不通气条件下的焦油产率,气体流量越大,焦油产率越低。
由上述实验结果可知,焦油产率在气体流量0.5 L/min、1 L/min的条件下出现明显上升。这是因为尽管在此实验条件下热解炉内的传热系数无明显变化,但是强制对流促进了热解炉内的传质特性。随着对流气体流量的进一步增加,焦油产率开始下降,这可能是由于气体流量过大,焦油在冷凝器中不能完全冷却或变成油滴后又被气体携带出去,使得产出的焦油未能完全收集所致。为验证上述推测,在冷凝器后安装洗气瓶,以检查是否有未冷凝完全的焦油。结果发现,气体流量小于5 L/min,洗气瓶内几乎无焦油;但大于5 L/min,洗气瓶内就有明显的焦油层。由此可见,气体流量过大会导致热解过程中产生的焦油不能被及时冷却,部分焦油被气体夹带出去,造成了焦油产率的下降,且气体流量越大,被带走的焦油越多,焦油产率越低。
综上所述,小范围的气体流量虽然对促进热解炉内的传热没有明显效果,但可快速带走热解过程中煤颗粒表面逸出的热解产物,强化热解反应的传质特性,还可以避免焦油的二次裂解,有利于焦油产率的提高。大气量的对流气体,能够在一定程度上促进热解炉内的传热,增大煤的有效导热系数,而弊端是下游装置的冷却负荷过大,加大焦油与热解气的分离难度,如果冷凝或分离效果不好的话,会降低焦油的产量。
3 结 论
(1)小于5 L/min的气体流量对于热解炉内的传热影响非常小;较大的气体流量可在一定程度上促进热解炉内的传热,增加煤的有效导热系数。
(2)气体温度一定(450℃)且小于热解终温(500℃)时,气体流量对热解时间的影响分为两部分:常温 ~450℃的热解时间受气体流量的影响较小,而450~500℃的热解时间则随着气体流量增大而增加。因此可考虑减小气体流量或提高气体温度来缩短热解时间。
微槽内纳米流体沸腾传热特性实验 篇5
关键词：纳米流体 微槽 沸腾 实验
中图分类号：TB131 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2016）06（b）-0056-02
随着科技的发展，电子设备产生的局部高热流成为了电子设备热控制所面临的重要问题，纳米流体技术为这类问题的解决提供了新思路。纳米流体，是将1～100 nm的金属或非金属的固体颗粒分散在液体中形成的一种悬浮液。在流动状态下，固体颗粒可以明显改变流体的热量传输特性，为强化微细尺度对流换热创造了条件[1]。纳米流体的微尺度传热问题已经成为传热传质领域的一个热点。
国内外对纳米流体微槽道两相流动的换热特性做了一系列的研究，但目前对涡旋微槽道的研究较少。而涡旋微槽道由于流道是弯曲的，流体在流动过程中产生的“二次流”可有效对抗过载效应。因此深入研究纳米流体在涡旋微槽道换热特性是十分必要的。
1 实验装置
1.1 纳米流体的制备
此实验采用的是两步法制备纳米流体，在制备前先在水中加入了一定量的醋酸作为分散剂，然后将13 nm的Al2O3纳米粒子分散到水中，制备成Al2O3-水纳米流体，配制好再经过超声波振荡器进行超声振荡，使其能更加稳定。
1.2 试验件
试验件如图1所示，每个实验件有6个小涡旋微槽，两个小微槽共用一个液体进口，涡旋微槽的中间是一个液体出口。槽道的具体尺寸规格见表1。
1.3 实验台
该实验是由两套分系统组成，分别是纳米流体循环分系统和加热与数据采集分系统。实验系统如图2所示，纳米流体从恒温水槽内流出，经离心泵进入涡旋微槽预热器预热，加热到60 ℃以上后流入实验段。经实验段加热达到实验状态后进入冷凝器进行冷却，最终流回恒温水槽。预热段和实验段的加热分别由两个稳压电源提供，实验段的测温热电偶和压力传感器经接线柱连接到采集卡上，进行温度和压力的数据采集。
2 实验结果与分析
2.1 质量流量对纳米流体传热特性的影响
纳米流体在粒子体积浓度为0.1%、质量流速变化时的沸腾换热特性如图3所示。纳米流体的沸腾换热系数随着质量流量的增加而增加。当流量从3 kg/h提高到6 kg/h时换热系数有了大幅度提高，平均提高了50%左右。
2.2 干度对纳米流体传热特性的影响
图4为在试验件No.2中，质量流量为5 kg/h、干度变化时的沸腾换热系数图。可以看出，在较小的干度条件下，沸腾换热系数只会出现微小的增加或基本保持不变，这同马虎根[2]所研究的结论基本是相同的。
2.3 浓度对纳米流体传热特性的影响
图5为在试验件No.2中，质量流量为5 kg/h、纳米粒子体积浓度变化时的换热系数变化情况。纳米流体的沸腾换热系数起先随着浓度的增加而增加，当浓度到达0.07%时沸腾换热系数出现了下降的趋势。在流体单相流动实验中也同样有这种现象，不过对应的纳米流体浓度要比在两相实验的浓度高[3]。这主要是由于随着纳米粒子浓度的提高粒子之间就容易积聚，容易恶化传热。
3 结语
Al2O3纳米流体在涡旋微槽道沸腾流动中，质量流量升高，流体的换热系数提高；纳米流体浓度升高，换热系数先升高后降低；干度对流体换热及摩擦阻力影响不大。在实际应用中，流量、槽道类型的选择要综合考虑泵能够提供的压头以及需要满足条件的散热能力。
参考文献
[1]戴闻亭.细圆管内纳米颗粒悬浮液流动和对流换热的实验研究[D].清华大学，2002.
[2]马虎根，胡自成，罗行，等.微尺度通道内混合物流动沸腾特性研究[J].机械工程学报：2005，41（1）：29-32.
传热过程 篇6
随着现代设施农业中无土栽培技术的普及,栽培基质的应用日益广泛,而在栽培基质使用前,必须进行消毒处理。通过消毒,能杀死其中的有害病原菌、虫卵,进而防止病害传播,改善基质的状态,解决设施农业基质连作障碍问题。
栽培基质蒸汽—热风消毒设备是笔者所开发的新型消毒设备。栽培基质在该设备中通过与蒸汽—热风的混流气体进行充分的热交换,使基质达到高温状态,实现对栽培基质的消毒。整个消毒过程其实质是基质与消毒室内蒸汽—热风的混流气体的流动和传热过程,此过程及规律对设备结构参数的确定和优化有着重要的影响。本文根据基质颗粒在消毒室中不同阶段的运动状态和表面换热方式,利用有CFD仿真方法,分别对基质在消毒室中不同运动状态阶段的传热过程和温度变化状况进行深入的分析。
1 消毒室工作原理与结构
基质蒸汽—热风消毒设备的消毒室结构示意图,如图1所示[1]。
基质由进料口进入滚筒型消毒室,消毒室筒体在机械传动的作用下可以绕中心轴转动,栽培基质在消毒室内随筒体转动,在抄板的作用下,不断在高点处翻落,使基质在筒体内的翻转搅动。
蒸汽热风筒体发生装置产生的蒸汽和热风混流气体从位于消毒室中心的输气管输入,并从径向分布的喷嘴中喷出,进入消毒室,如图1(a)所示。消毒室中翻滚的基质与混流气体进行热交换,加热基质,使其达到高温状态,实现基质的消毒。消毒室筒体在轴线方向上有一定的倾斜角度,可使基质在翻转搅动的同时,沿着轴向方向按一定的速度向出料口处运动,最终由出料口流出。在这种连续式消毒过程中,根据基质在消毒室中的运动状态可以将消毒室分成若干个相同的单元,每个消毒室单元包括升举和飘落两个阶段。对这两个阶段传热的研究可以确定基质在每个消毒室单元的温度变化情况,进而确定基质在整个消毒室中的温度变化情况。
2 基质消毒的传热过程
在基质处于飘落阶段时,以单颗粒形式与混流气体进行接触,颗粒表面与混流气体接触面较大,而且基质与混流气流的相对速度也较大,从而气固间的雷诺数也较大,使得表面传热系数也较大,因此总的传热量也大。在基质被抄板升举阶段,基质处于稠密层状态。此时,基质表面和混流气体进行对流换热。由于基质表面和气流接触面积较小,因此在基质在升举滚落阶段混流气体给基质的对流换热量也比较小,抄板和消毒室筒壁给基质传递的热量主要取决于二者的温差。为此,从理论上对基质在消毒室内的传热特性分析时,可做如下假设:
1) 基质的颗粒看作轴对称的均匀体(球体);
2) 在分析传热的过程时不考虑基质颗粒内部的水分蒸发;
3)混流气体的流速和温度在消毒室筒体单元截面内的分布是均匀的。
2.1 能量平衡
根据基质在消毒室中的运动,把消毒室筒体分为若干个相同的撒落单元,如图2所示。
对每一个撒落单元,能量平衡的方程[2]为
基质进出口能量的增量+热能损失=气体进出口能量的变化
其数学表达式为
Gcg(TG1+1-TG1)+Scs(Ts1+1-Ts1)=-qL1 (1)
式中 G—混流气体流量(kg/s);
TG—气体温度(℃);
Ts—基质温度(℃);
S—基质输送速率(kg/s);
cg—混流气体比热(J/kg·℃);
cs—基质比热(J/kg·℃);
qL1—热损失(W)。
2.2 热损失
栽培基质蒸汽—热风消毒设备的热损失主要来自于消毒室内部气体、基质颗粒和消毒室外界的环境。热损失的形式有传导、对流、辐射。消毒室筒体外壁与周围的空气环境间的传热方式主要是自然对流和辐射,消毒室内部混流气体与消毒室筒壁的热损失方式主要是强迫对流和辐射。由于本设备的消毒室筒壁外部装有绝热层,所以通过筒壁损失的热量就可以忽略不计。
在计算传热的时候把消毒室转筒分成了若干个传热单元,则每个单元的热损失为
式中 TA—外部环境的温度(℃);
TG—消毒室内混流气体的温度(℃)。
2.3 传热数学方程的建立
基质在消毒室中运动并被抄板升举后,处于飘落状态,以对流的方式进行热量的交换。基质颗粒飘落的时间虽短,但处于分散状态,基质颗粒与气流的接触面积大,对流换热的系数也高,因此传热量大。本文研究采用的基质物料成分是珍珠岩、蛭石、草炭3种按一定配比混合而成,其密度、导热系数和比热容取三者混合后的比例值。对于颗粒为轴对称的均匀体,基质的二维传热过程就可以用轴对称物体的二维瞬态传热微分方程来表示,在没有内部热源的情况下,传热微分方程表示为[2]
式中 T—基质颗粒的瞬态温度(℃);
t—基质颗粒的飘落时间(s);
K—基质颗粒的导热系数(W/m·℃);
ρp—基质的颗粒密度(㎏/m3);
cp—基质的定压比热(J/kg·℃);
x,r—位置坐标(m)。
基质颗粒穿过气流,在颗粒表面进行对流换热,为第三类边界,即
式中 Tg—基质颗粒表面的温度(℃);
Ts—表面对流换热系数(W/m2·℃)。
根据单颗粒基质表面换热准则方程,可以得到基质表面的换热系数表达式[3]为
Nu=2+0.6R0.5eP
式中 Nu—怒谢尔特数;
Re—雷诺数;
Pr—prandte数。
3 基质消毒过程温度场变化分析
3.1 升举阶段基质的温度场变化
当基质在消毒室中处于升举阶段时,基质在消毒室中的抄板上处于稠密层状态,基质在消毒室中的不同位置形成不同的堆积几何形状。为了分析方便,取一个抄板上的基质截面进行研究。假设基质在抄板上被升举滚落的过程中处于平均撒落转角位置,截面的形状如图3所示。AB边与气流接触,传热方式为对流传热,属于第三类边界条件,如式(9)所示。基质堆积层的BC,CD, AD边分别与抄板和消毒室筒壁接触,与混流气体以传导方式进行热量的交换,按第一类边界条件进行处理,如式(7)所示。
在抄板处于平均撒落位置的截面上时,按CFD中的gambit的网格划分方法,把基质在抄板上形成的截面划分为四边形形单元,单元网格划分的结果如图4所示。
基质在抄板横截面上,平面二维导热方程[4]为
BC,CD,DA边为第一类边界条件,即
AB边为第三类边界条件,即
式中 TW—消毒室筒体内壁的温度;
Tf—抄板温度;
Tg—混流气体温度;
Ts—基质颗粒的温度;
TAB—物料床AB面表面温度;
h1—AB表面对流换热系数。
把gambit中划分好网格的基质堆积截面图导入到FLUENT中,从而得到了10s之后的温度场分布图,如图5所示。
当模拟的时间延长到30s时,基质堆积层的温度就基本上达到平衡,如图6所示。
3.2 飘落过程基质的温度场变化
研究基质飘落过程中的二维瞬态传热,对于颗粒为轴对称的均匀体,按照四边形四节点单元自动剖分规则,对在消毒室中的单个基质颗粒进行网格划分。对基质颗粒进行网格划分的网格图如图7所示。
设定消毒室筒体的转速为5r/min,通入消毒室的混流气体的速度为10m/s,筒体的倾角为1.5°,进入消毒室的热风入口的温度为393K(120℃),基质颗粒进入消毒室时的温度为293K(20℃)。设定颗粒在消毒室中滞留消毒时间为120s,则仿真模拟的温度为377K(74℃),如图8所示。如设定颗粒在消毒室中滞留的时间为210s,则仿真模拟的温度为350K (77℃),如图9所示。
3.3 试验研究
为验证上述理论分析和仿真结果的正确性,笔者在所开发的蒸汽—热风混流消毒样机上进行了现场试验。样机的消毒室直径0.7m,消毒室长度3.8m;抄板直板长0.11m,弯板长0.04m;抄板数目8。样机具有计算机检测和控制系统,可检测混流气体流量流速、温度等参数,同时可精确控制消毒滚筒变频转速和消毒室筒体倾角。
为了便于与仿真分析进行比较,试验测试工况的采用与仿真条件基本相同。其中,消毒室筒体倾角为1.5°,转筒转速5r/min。基质的温度测量仪器采用的是红外测温仪,每30s测1次温度,记录所测数据,所得数据如表1所示。在表1中同时列出对应的模拟仿真数据。
由表1中数据可知,采用图8相同的工况,即消毒室筒体的转速为5r/min,通入消毒室混流气体的速度为10m/s,消毒的时间为120s,基质在消毒室中的实测温度为345K(71℃),与仿真所得结果温度相差3℃。仿真结果和实测结果两者值比较接近。消毒时间为210s时,基质在消毒室中实测温度为355K(82℃),仿真结果和实测结果也比较接近。
将表1中模拟仿真和试验实测温度数据做成反映温度随时间的变化趋势的折线图,如图10所示。从图10中可以看出,基质的初始温度为25℃时,混流气体的速度为10m/s,混流气体的温度为393K(120℃),经过90s左右的时间,基质的温度基本上达到353K(80℃)。此后,消毒室中的基质的温度达到平衡,基质在消毒室内处于恒定温度下的消毒阶段,其后的滞留时间为恒定高温消毒时间。
4 结论
对于蒸汽热风混流消毒设备的滚筒消毒室采用基于CFD的仿真分析结果表明:基质在消毒过程中,颗粒的运动状态和与混流气体的接触状态都在周期性地发生改变,即基质与气流的换热边界条件在交替发生变化。当基质颗粒在升举阶段,处于颗粒堆积层边界的基质与混流气体发生明显的对流和传导换热,堆积层内部与混流气体的热交换不明显,热交换过程主要发生在基质颗粒之间,使颗粒堆积层内部的温度场重新分布。
当基质颗粒处在飘落阶段时,单个基质颗粒表面与混流气体进行充分的热交换,在基质颗粒表面和中心间形成了较大的温度梯度;基质颗粒的温度升高过程主要发生在该阶段。
采用滚筒式消毒室结构和高温蒸汽热风混流气体进行基质消毒,基质在消毒室中处于不断动态升举和飘落的翻滚状态,同时与高温混流气体实现高效热交换, 使基质迅速达到消毒高温,该方式可提高消毒生产率和消毒效果。
参考文献
[1]郭伟.设施农业栽培基质消毒技术研究[D].杭州:浙江工业大学,2009
[2]陈存社.转筒干燥机的模拟与实验研究[D].北京:中国农业大学,1996:41.
[3]杨世铭.传热学(2版)[M].北京:高等教育出版社,1987:432.
传热过程 篇7
煤炭地下气化就是把地下煤层就地气化的过程[1], 被誉为第二代采煤法[2,3,4], 与传统采煤方法相比, 它大大减小了地面及地下扰动。随着煤在地下的气化燃烧, 煤层中会形成燃烧空穴, 空穴边缘受热负荷及重力等复合应力, 造成顶板塌陷及上覆岩层产生裂隙, 导致上覆含水层污染, 甚至地表沉陷。因而, 对煤炭地下气化过程的传热影响分析显得尤为重要。
Mackirnon等运用边界模拟有限元模拟分析了气化区域空间的扩展, 并对其围岩所受应力及变形情况进行了分析;郑慧慧等认为, 煤炭地下气化造成的顶板塌陷比煤炭开采下沉速度快[5];Sutherland等运用块体模型模拟了空间扩展引发的地表沉陷;Mortazari模拟了热干燥应力对气化空间扩展的影响。上述国内外学者对煤炭地下气化过程中的顶板塌陷及顶板冒落做了一定的分析, 对相关控制方程进行求解计算。
煤炭地下气化的传热可用抛物线型偏微分方程进行模拟, 通过MATLAB软件提供的PDEtoolbox (偏微分工具) 进行数值求解[6]。该文用MATLAB对煤炭地下气化过程中对煤层上部岩层的传热进行了模拟分析, 对传热扩散影响距离进行了模拟。
1 煤层特征
山西省宁武县西北部的小庄煤矿2#煤是本次研究的煤样。2#煤位于太原组顶部, 煤厚4.00 m~6.86 m, 平均4.88 m, 根据钻孔揭露情况, 2#煤厚由井田中南部向四周渐薄, 含2层~4层夹矸, 结构较简单。煤层老顶为一层灰白色厚层状中粗粒石英砂岩, 层位稳定, 分选性和磨圆度良好, 含较多黑色矿物, 为良好的标志层 (K2) 。2#煤层具有含硫量低、厚度大等特征, 且煤层顶板为K2砂岩, 容易与其它煤层相区别, 2#煤直接顶为泥岩、砂质泥岩, 底板一般为泥岩或砂质泥岩。组成条带为亮煤和镜煤, 层状构造, 断口阶梯状、贝壳状, 非煤矿物组成的夹层少, 裂隙不发育, 质地较硬, 硬度为3, 燃烧火焰长, 视密度为1.40 t/m3。
砂岩抗压强度7.6 MPa~28.0 MPa, 平均14.9 MPa, 个别有泥岩或炭质泥岩伪顶。直接底板多为黑色泥岩、砂质泥岩, 层理发育, 抗压强度23.6 MPa~32.4 MPa, 平均27.2 MPa。底板未发生过底鼓现象。
由于其复杂性, 不可能对所有层组都进行模拟, 针对其上部岩层情况, 归纳总结出一个总柱状图便于运用有限元法对传热进行模拟, 如图1所示。
2 热影响模型及方法
2.1 基本模型
煤炭地下气化的传热可用偏微分方程来分析模拟, 假设在理想条件下 (不考虑气化反应、燃空区的扩展及岩层顶板的垮落等) , 依据各岩层的参数, 利用MATLAB软件对地下气化过程的传热进行模拟。
从数学角度讲, 地下气化的传热过程可用抛物线型偏微分方程。
式 (1) 中, ρ为岩体密度, kg/m3;c为岩石比热容, J/ (kg·℃) ;K为岩石热传导系数, W/ (m·℃) ;Q为热源, W;h为对流传热系数, W/ (m2·℃) ;Text为环境温度, ℃;h (Text- T) 为从环境向区域内部的传输热量, W。
当环境温度发生变化时, 岩石温度的改变与热扩散率的大小有着密切联系, 热扩散率大, 那么岩石温度变化快。它们之间有如下关系:
方程的求解域由图形确定, 求解域确定好后, 需对求解域格栅化。
2.2 模型的建立
依据各岩层的参数, 采用有限元法, 使用软件中提供的PDEtool交互界面, 对煤炭地下气化过程的热传导可在PDEtool中做出温度、温度梯度及热流的可视化图形。煤炭地下气化过程涉及到平面传输热的问题, 本次模拟采用Heat Transfer模式。在宁武煤的煤炭地下气化过程模型中, 由于5#钻孔中岩石分布分层明显, 故可考虑方形区域, 如图2所示。
为了方便观察, 将坐标范围设置为[- 80, 80]。R6区域为煤层的方形区域, 即热源, R5~R1分别为砂质泥岩层、细粒砂岩层、砂质泥岩层、粉砂岩层和泥岩层的方形区域, R1泥岩层厚度1.10 m, R2粉砂岩层12.90m, R3砂质泥岩层厚9.50 m, R4细粒砂岩层厚9.10 m, R5砂质泥岩层厚7.40 m, R6的2#煤层厚3.60 m。
2.3 模型的计算
在MATLAB软件中, 对上述模型进行计算, 具体步骤如下:
a) 设定边界条件。分别在这些区域中双击后输入各类岩层的热传导系数K、岩体密度。煤炭地下气化所有边界温度设置为环境温度, 表示热量不再传递。可通过Neumann (诺依曼边界条件) 条件对这些边界条件进行设定;
b) 定义PDE (偏微分方程) 类型与PDE系数。在PDEmode (偏微分方程模式) 中, 分别双击R1~R6进行参数设置。环境温度Text为27 ℃;热源Q是2#煤在R6中, 将其设置为120;燃烧周期为57 600 h。各岩层属性如表1所示;
c) 三角形网格划分。使用工具Initialize Mesh (网格初始化分) 先对煤炭地下气化气化工作面模型进行初始划分, 初始划分后, 用Refine Mesh (细化网格) 细化网格, 最终将该模型划分为有159 701个节点316768个三角形区域;
d) 有限元求解。当设置好上述条件后, 利用Solve PDE (偏微分求解) 对该模型进行求解, 得出模拟结果。
3 结果与分析
煤炭地下气化过程中, 热源在煤层中。随着燃烧进行, 热量随着燃烧的进行逐渐向其它临近岩层中扩散, 温度逐渐降低, 煤炭地下气化过程的峰值温度能达到1 200 ℃左右, 通过MATLAB软件的后处理功能, 分析有限元模型的温度梯度, 发现在本次模拟中, R5层由于紧挨2#煤, 所以其温度最高, 温度在1 000 ℃左右, 其次是R4层, 800 ℃左右, R3层600 ℃左右, 从R2层开始, 温度降低变得十分明显, 其顶部与底部的温差在400 ℃左右, 说明在该区域, 热的扩散开始缓慢, 直到R1层时温度降为环境温度。模拟结果如图3所示。
在煤炭地下气化过程中, 燃烧的煤层存在着燃峰区、热解作用区、干馏区。在燃峰区, 温度在1 200 ℃左右, 热解区则降到600 ℃左右, 干馏区温度一般会处于200 ℃~550 ℃之间, 因岩层具热膨胀性, 热量传递至临近岩层, 距离燃烧煤层越近, 其受到热应力而膨胀的程度越大, 当岩石膨胀后, 会释放压缩的热应力, 随着气化过程的进行, 燃烧的推进, 燃空区温度逐渐降低, 其热应力也会逐渐减小, 此时岩层极易出现裂缝, 并可能引起燃空区煤层顶板的塌陷, 由此可判断, 宁武2#煤的地下气化过程中, 砂质泥岩层得到的热量远远大于细粒砂岩层, 在砂质泥岩层内部, 随着煤炭地下气化的进行, 越靠近燃峰区的岩层此时受到的热应力最大。依次类推, 其它岩层的规律也是如此, 煤炭地下气化热影响的扩散程度约为35 m, 其中, 可能受到热应力影响造成塌陷的区域只有15 m, 其余区域虽然也受到热应力作用, 但由于温度扩散后降低, 不会对煤炭地下气化过程造成影响。
4 结语
针对宁武小庄煤矿2#煤5#钻孔的煤岩特性, 得出:
地下气化过程中, 热源的热量更多传递至离煤层愈近的岩层, 该岩层单位面积热通量最大;其它岩层随着热源至岩层的距离增大热量传递逐渐减小。煤炭地下气化过程的热影响扩散程度为从煤层中心向上覆岩层扩散约35 m左右。
用MATLAB软件模拟煤炭地下气化过程的传热分析是可行的, 针对不同煤矿的不同煤岩特征, 均可用该方法对过程传热进行模拟分析。
另外, 本研究对煤炭地下气化的选址提供了依据。在煤炭地下气化工程选址时, 要尽量使气化煤层的区域范围内没有含水层或地下水层, 以免因热应力作用发生水汽渗漏, 造成地下水文环境紊乱, 使地下水受到污染。
注:本文还参考了Modeling of 2-D ca-vity growth using continuously deforming finite elements, Subsidence prediction for the fortbcoming TONO UCG project, Status of Technology associated with cavity and subsidence response prediction associated with UCG。
摘要：针对山西宁武小庄煤矿的煤炭地下气化过程, 依据2#煤5#钻孔的岩层数据, 应用MATLAB软件对气化过程中的传热影响进行了模拟。结果表明:在煤炭地下气化过程中, 温度从煤层中心向上覆岩层的扩散影响距离约为35 m左右。通过热影响的分析, 为煤炭地下气化的选址提供了依据。
关键词：煤炭地下气化,MATLAB,传热,模拟
参考文献
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[2]李文军, 梁丽彤, 李强, 等.煤炭地下气化联合循环发电系统及煤气热值的调配方法[J].山西能源与节能, 2010 (4) :5-8.
[3]К.ЕВ, 刘云江.煤的两段地下气化[J].煤化工, 1993 (3) :61-63.
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[5]郑慧慧, 张兴华, 刘希亮, 等.煤炭地下气化过程中顶板岩层移动特征的研究[J].岩土工程技术, 2010 (10) :227-230.
传热过程 篇8
1 模型建立
对蓄冷槽的换热进行理论研究, 运用数值方法建立蓄冷槽的静态和动态数学模型, 研究蓄冷介质的物性及流动条件、蓄冷槽的几何尺寸对蓄冷释冷过程的影响, 掌握固一液界面的变化规律, 对于系统运行性能的预测、控制方式的确定以及整个系统的优化有着十分重要的意义[6,7]。
蓄冷槽的蓄冰、融冰过程属于三维非稳态过程, 建立真正的三维非稳态模型是十分困难的。建立的模型一般为单管模型或双管模型, 单管模型中假定每根盘管处于无限大空间, 忽略相邻盘管对换热的影响;双管模型比单管模型准确一些, 考虑了两根盘管的相互影响, 在约束蓄冷阶段考虑了冰层搭接对换热的影响, 在融冰阶段考虑了水层搭接后对换热的影响。而实际上, 蓄冷槽中换热盘管通常是叉排或顺排的情况, 单管或双管模型均没有充分考虑到相邻盘管对换热的影响。九管模型既能简单而准确地反映蓄冷槽的换热实质, 又能为蓄冷槽的设计提供依据, 所以本文建立模型时将盘管简化为长直管, 在模型中以顺排的盘管束为基础, 建立了九管模型, 如图1所示。
从上面的分析可以看出, 由于蓄冰槽中的传热过程非常复杂, 在模型建立过程中必须作相应的假设。这些假设如下。
(1) 在计算每一微元段的换热时, 把时间间隔取得较小, 可以认为此时的换热是准稳过程; (2) 忽略乙二醇溶液流动方向的传热, 认为传热仅发生在径向; (3) 在计算传热时, 认为管外发生的是自然对流换热, 忽略自然对流对冰层或水层形状的影响; (4) 忽略结冰或融冰过程中冰与水的体积变化, 但在计算换热时考虑不同状态时的密度、导热系数、粘度等物性参数的变化; (5) 在融冰时, 认为冰块固定不动, 无上浮或偏斜情况的发生, 整个过程是对称的; (6) 冰水界面恒定为0℃; (7) 忽略蓄冰槽的热损失, 即认为槽体绝热; (8) 在介质各相中, 物性参数均匀分布。
在建立的模型上采用ANSYS软件计算温度场的分布, 可大致对模型的传热特性进行分析, 选取同一管径, 四种不同的管间距以及顺排和差排的圆管管束进行比较。相变材料为水, 采用自动网格划分, 划分精度为3, 计算过程为瞬态计算, 计算时间l0000s, 时间步30s, 最小时间步30s, 最大时间步100s:line search选项为On, 初始温度为5℃。计算结果用等值云图来体现, 温度的高低对应其下面的温度颜色对应条, 非常直观, 计算结论与实际温度场必然会有区别, 但我们感兴趣的是在相同边界条件下, 不同布管方式所体现出来传热特性, 从而做出评价。
所建蓄冷槽几何模型为170×170mm的正方形, 圆管直径为R, 顺排圆管间距a, b分别为30mm、35mm、40mm、45mm, 差排圆管间距a, b为50mm。在用ANSYS模拟分析时, 物性参数的设置0℃以上为水, 0℃及0℃以下为冰。其物性参数设置如表1所示。
2 蓄冷槽的性能模拟研究
蓄冷槽的性能比较复杂, 影响因素较多, 包括蓄冷介质的初始温度、载冷剂的温度、管径大小、管间距大小等, 而这些影响因素之间往往又是相互耦合的, 为了使研究更加简单, 在研究过程中, 每次模拟采用固定其它变量, 仅针对一个变量进行研究, 本文研究的重点是蓄冷槽的温度场。
2.1 顺排时不同管间距时的温度场比较
U形管管束顺排, 管内流动的为-5℃的乙二醇溶液, 流速5kg/s, 在忽略管轴向传热的前提下可直接设定圆管边界温度为-5℃, U形管直径为1 0 m m, U形管管间距分别为30mm、35mm、40mm、45mm。见图2~图5, 由经过相同时间10000s后的等值云图可以看出, 蓄冷槽内间距越小, 中心温度越低, 四周温度越高, 蓄冷槽温度梯度越大;根据假设水在0℃即结冰, 四种情况都存在冰桥搭接;管间距越小, 冰桥搭接越早;根据假设搭接冰层无热传导, 换热面积减少则导致传热特性的下降。比较可得管间距越大换热效果越好, 蓄冷槽整个温度场分布越均匀。当时间充分、蓄冷槽体积一定、U形管直径和数量相同时, 管间距越大蓄冰量就越大。四种条件下, 蓄冷槽内的最低温度都为-5℃, 管间距最小时, 最高温度为-0.17℃, 温差达到近5℃, 管间距最大时, 最高温度为-4.91℃, 温差几乎可以忽略不计, 其余两种情况介于最大与最小管间距两者之间。
2.2 叉排时不同的管间距的比较
U形管管束叉排, 实验外部条件同顺排。见图6~图9, 由经过相同时间10000s后的等值云图可以看出, 模拟结果大体同顺排相似。蓄冷槽内间距越小, 中心温度越低, 四周温度越高, 蓄冷槽温度梯度越大;根据假设水在0℃即结冰, 四种情况都存在冰桥搭接;管间距越小, 冰桥搭接越早;根据假设搭接冰层无热传导, 换热面积减少则导致传热特性的下降。比较可得管间距越大换热效果越好, 蓄冷槽整个温度场分布越均匀。当时间充分、蓄冷槽体积一定、U形管直径和数量相同时, 管间距越大蓄冰量就越大。四种条件下, 蓄冷槽内的最低温度都为-5℃, 管间距最小时, 最高温度为-0.06℃, 温差达到近5℃, 管间距最大时, 最高温度为-4.56℃, 其余两种情况介于最大与最小管间距两者之间, 温度场的分布波动较大, 随着管间距的增大愈趋于均匀。
3 结语
通过上面的结果我们可以得出, 盘管直径的变化对蓄冷、放冷过程的影响并不大。产生这种结果主要因为盘管直径较小时, 需要的盘管数量几乎不变, 故换热面积同样几乎不变, 所以盘管直径的变化对蓄冷槽的换热性能影响不大。比较顺排和叉排两种不同的结构布置方式, 我们可以看出。
(1) 蓄冷槽内间距越小, 中心温度越低, 四周温度越高, 蓄冷槽温度梯度越大; (2) 根据假设水在0℃即结冰, 四种情况都存在冰桥搭接, 且管间距越小, 冰桥搭接越早; (3) 管间距越大换热效果越好, 蓄冷槽整个温度场分布越均匀; (4) 当时间充分、蓄冷槽体积一定, U形管直径和数量相同时, 管间距越大蓄冰量就越大; (5) 顺排时整个蓄冷槽内温度场分布呈对称状态, 顺排时蓄冷槽内的温度场分布更均匀。
总之, U形管顺排一方面简化了布置方式, 同时满足温度场均匀的要求, 所以采用顺排的布置方式比叉排更有利于蓄冷槽的性能改进。选择合适的结构参数及排列方式的蓄冰槽对才能使蓄冷系统真正达到高效运行的目的。
参考文献
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传热过程 篇9
1 半无限空间均匀渗流线热源模型
1.1 基本假定
如图1所示,将地表下岩土体视为半无限均匀介质,在坐标原点处存在一半无限长线热源,以恒定热功率q1均匀放热,并作如下假定:①土层为均质材料,热物性参数为常数;②地下岩土体有均匀的初始温度T0;③地表温度始终保持不变,等于土壤初始温度;④地下水具有稳定的渗流速度,且仅发生水平方向渗流;⑤地下水的渗流速度较小,为不可压缩流体,忽略粘性耗散引起的热效应。
1.2 半无限空间介质均匀渗流传热格林函数
由图1可利用虚拟热源法可得半无限空间介质传热格林函数:
式中,;a为介质的热扩散系数,m2/s;k为导热系数,W/(m·℃);ρc为多孔介质总容积比热,J/(m3·℃)。
在图2中,设静止直角坐标系中点(x0,y0,z0)处有一个点热源,介质从零时刻开始以均匀速度U沿x轴正向移动。τ时刻移动介质上固定点(x,y,z)点在τ时刻的坐标为(x-U(τ-τ),y,z)。设在τ时刻,点热源瞬间释放单位热量,静止坐标系中介质上任意一点(x,y,z)在时间τ时刻(τ>τ')的过余温度响应即为均匀渗流下三维无限大介质传热格林函数。因均匀渗流多孔介质的传热方程与移动热源传热方程具有相同的数学描述[9],结合式(1)可得半无限空间介质均匀渗流传热格林函数为:
式中,为等效渗流速度;ρwcw是水的容积比热,J/(m3·℃);u为地下水渗流速度,m/s。
1.3 半无限空间均匀渗流线源模型解析解
同样在图1中,在半无限长线热源上(0,h)处取一微段dh作为点热源,利用半无限空间均匀渗流传热格林函数式(2)在时间域和空间域上积分可得介质内任意一点M(x,y,z)τ时刻的过余温度:
式中,erf(x)=1-erfc(x),为误差函数;erfc(·)为余误差函数。
作变量代换t=τ-τ',式(3)变为:
式中,右端第一项为均匀渗流无线长线源模型过余温度响应,第二项反映了地表边界对介质温度响应的影响。
模型数值试验表明本文模型较现有模型具有较好的计算精度及稳定性,形式简单,表达式中每一项物理意义明确。
式(4)极坐标表达式为:
式中,;φ为极角,即一点的矢径与x轴正方向的夹角。式(5)表明在渗流影响下,温度场不再以钻孔中心轴对称,距离钻孔中心同一半径圆周上的温升随φ的不同而变化,不同于无渗流时温升以热源为中心均匀分布情形。
定义如下无量纲参数,则式(6)无量纲化为:
1.4 过余温度沿热源圆周分布
工程中常将围绕热源某一圆周的积分平均温度定义为它的平均温度,则:
式中,I0(·)为零阶第一类变形贝塞尔函数。
由式(8)可得:
式(9)表明任一点处的过余温度与其所在圆周上无量纲平均温度的比值与无量纲时间Fo无关,根据式(9)计算得到的结果如图3所示。从图3可以看出,同一圆周上各点过余温度的差随R值减小而减小;当R值≤0.02时,0.99≤≤1.01,圆周上各点过余温度与其平均温度的相对误差不大于1%,可认为此时,渗流的影响可以忽略不计。即当等效渗流速度≥3×10-7m/s时,应考虑渗流的影响。因渗流将上游热量输运到下游,随渗流速度增加,同一圆周上下游过余温度差逐渐增大。
图4为热源两侧x轴方向对称点处介质过余温度沿竖向分布,计算参数为k=1.2W/(m·℃),a=1.0×10-6 m2/s,ql=30 w/m,钻孔半径rb=0.055m,钻孔深度H=100m,U=1×10-6m/s(方向沿x轴正向)。
从图4中可以看出,距热源相同距离情况下,下游点的温升大于上游点的温升,而无渗流时两点温升相同。说明渗流将上游的热流输运到下游,引起上、下游温升的差异。故在布置地埋群管时,宜沿垂直渗流方向布置,以减轻因渗流引起下游热量累积的影响。图4还表明地表仅影响其临近区域的温度分布,离地表较远处影响很小。
2 换热器钻孔壁温度计算
2.1 单管换热器孔壁温度
工程上通常将埋管换热器深度1/2处的温度作为钻孔壁温度代表值,该方法简单方便,但缺乏理论依据。本文取沿整个钻孔壁深度方向积分平均温度作为孔壁温度代表值。将式(6)沿埋管深度方向求积分平均温度得:
式中,为孔壁积分平均温升,℃;R为钻孔直径,z为深度方向坐标。
2.2 群管换热器孔壁温度
由于常物性假定下的导热问题符合叠加原理条件,地埋群管区域岩土体内任意一点的过余温度响应可由每个埋管换热器在该点引起的温度响应叠加得到。设地埋群管中埋管换热器总数为N,孔径rb,孔深H,则第i个换热器孔壁积分平均温升的计算公式如下:
式中,为第i个地埋换热器自身引起的孔壁积分平均温升;为第j个钻孔引起第i个埋管换热器孔壁附加温升;xij为第j个钻孔至第i个钻孔的距离。等号右边求和项中的每一项表示其他钻孔对第i个钻孔的影响。
3 群埋管换热器传热特性分析
3.1 群埋管区域过余温度分布
钻孔布置方式按工程常规取顺排2×3和3×3两种,间距5m,计算钻孔深度一半处的温度响应,其他计算参数同1.4节。计算结果如图5,6所示,分别表示不同渗流速度下钻孔周围岩土体过余温度分布的平面等温线图,图中标出了编号1～3钻孔的孔壁最大过余温度。
从图5和图6可看出:随渗流速度增加,热源上游的等温线间距变小,下游的等温线间距变大。表明地下水渗流加快热量向下游输送,相同时间有渗流较无渗流热量沿渗流方向传播得更远。渗流情况下,钻孔壁最大温升较无渗流显著下降;上游钻孔周围岩土体的过余温度较小,下游由于热量的累积过余温度较上游高。在场地条件允许条件下,钻孔宜沿垂直于渗流方向布置,以减少热量累积的影响。在钻孔间距和渗流速度相同情况下,钻孔数量增加引起孔壁温度略有增加,但增加幅度远小于无渗流情况。表明渗流改变了岩土体内热量的输运模式,热量沿渗流方向输运效应显著。
3.2 钻孔不同排列方式对岩土温度场的影响
图7为不同渗流速度下钻孔梅花形布置时介质的过余温度分布,计算参数同1.4节。对比图6和图7可以看出:其他条件不变情况下,钻孔梅花形布置时介质的最大温升略低于钻孔顺排布置情况,但对孔壁最大过余温度的影响不明显。结合现场施工因素综合考虑,钻孔宜顺排布置,纠正了过去认为渗流情况下梅花布置优于顺排布置的认识。
4 结语
本文利用格林函数法和移动热源法建立了半无限空间介质均匀渗流线热源计算模型,分析了饱和岩土均匀渗流地埋群管传热特性及影响因素,结果如下。
1)渗流改变了岩土体内热量输运模式,热量沿渗流方向输运效应显著。随渗流速度增加,热源上游等温线间距变小,下游等温线间距变大。相同时间内,有渗流较无渗流热量沿渗流方向传播得更远。表明地下水渗流加快热量向下游输送,有利于地埋换热器换热。
2)渗流将上游热量输运到下游,导致下游过余温升大于上游;在场地条件容许情况下,宜沿垂直于渗流方向布置钻孔。当地下水渗流速度≥1×10-6m/s时应考虑其影响。
3)随渗流速度增加,钻孔周围岩土介质最大温升明显降低;相同间距下,钻孔梅花形布置介质最大温升略低于顺排布置,结合现场施工因素综合考虑,宜顺排布置。
参考文献
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传热过程 篇10
关键词：冷凝器 相分离 金属丝网 流型调控 强化换热
Research on Heat Transfer Enhancement Mechanism of Phase Separation Condenser
Xu Jinliang
（North China Electric Power University）
Abstract：For enhancing the heat transfer performance of the condenser in the organic Rankine cycle system， a flow pattern modulation concept was proposed by our group. A mesh cylinder is suspended in the heat transfer tube. Based on the experimental and numerical researches on the air-water two-phase flow pattern modulation process， we can obtain the following conclusions. （1） For the stratified flow in the horizontal tube， all liquid can be captured by the mesh cylinder to form the “gas-floating-liquid” mode. Gas is kept in the annular region. （2） For the intermittent flow pattern in the horizontal tube， the slug bubbles are prevented from entering the mesh cylinder thus they flow in the annular region to form the saddle bubbles. The condensation can be significantly enhanced by the following two mechanisms： the significantly increased contact area between the tube inner wall and the vapor phase； the increased moving speed of the saddle bubble in the annular region. （3） For the intermittent flow pattern in the vertical tube， the slug bubble cannot completely breakthrough the mesh pores， forcing the bubble flowing in the annular region to form the elongated-ring-slug-bubble. It was found that the modulated liquid film thickness can be decreased largely； the modulated bubble traveling velocity can be doubled， causing the increased liquid velocity and velocity gradient in the annular region to weaken the fluid boundary layer； the significantly increased bubble traveling velocity in the annular region promotes the mass and momentum exchange between the annular region and the core region， and yields the self-sustained pulsating flow in the core region. The above factors are benefit for the performance improvement of the heat transfer facilities. R123 condensation performance in a horizontal tube compared with that in a tube with a mesh cylinder insert and R245fa condensation performance in a horizontal tube compared with that in a tube with sintered copper powder cylinder insert were investigated experimentally. Conclusions were drawn that condensation heat transfer can be augmented considerably by flow pattern modulation in a tube inserted by empty cylinder made up of mesh screen or sintered copper powder. The heat transfer can be enhanced more than two times of that in a conventional smooth tube for the entire experimental conditions， where the performance factors are about 1.7.
Key Words：Condenser； Phase separation； Metallic mesh screen； Flow pattern modulation； Heat transfer enhancement
传热过程 篇11
1 连续通风时的空气与地道壁体传热分析
在通风之前, 地道壁体的温度处于稳定状态, 接近于地层的耕牛始温度t0。在空气进入地道后, 由于热空气与地道壁面有一定的温差, 所以二者发生热交换, 结果使空气温度降低, 地道壁面的温度升高 (由原来的t0升高到t1) , 同时, 壁面的热流传向地道壁体, 热影响厚度为r1。随着时间的延长, 空气不断与地道壁面进行热量传递, 壁面温度相应地升高到t2, 同时, 壁面的热量也继续向壁体深处传递, 此时, 壁面的热影响厚度增大为r2。总之, 随着通风时间的增加, 地道壁面与壁体的温度不断升高, 热流对地道壁面的影响厚度逐渐地加大。
随着地道长度的增加及通风时间的延长, 空气与地道壁面间的温差逐渐缩小, 二者间的传热量也不断减少, 它们都是随地道长度和通风时间而变化的函数。从以上分析可以得出, 空气与地道壁面间的传热过程是非等热流, 非等温边界条件下的不稳定传热过程, 空气沿地道的降温过程是随通风时间和地道长度不断变化的动态过程。
2 间歇通风时的空气与地道壁体传热分析
间歇通风是地道风降温工程中较常见的情况, 其中, 系统仅在夏季使用, 且每天只工作数小时是最普遍的情况, 对这一情况进行研究。
间歇通风与连续通风传热过程不同的是, 前者要考虑在系统间歇期间热流向地道壁体深处传递的过程, 即地道壁面温度的自然恢复情况。
间歇通风系统的传热过程如下:
第一天通风结束后, 地道壁面温度由原来的t0升高到t1, 热影响厚度为r3。停止通风后, 在系统的间歇期间, 由于地道内静止的热空气与壁面仍存在着温差, 促使空气继续向地道壁面传递热量;同时, 壁面的热量不断地向壁体深处传递。由于地道壁体的传热速度有限, 在间歇时间结束后, 地道壁体内仍有一部分热量储存, 不能完全恢复到未通风之前的情况, 此时地道壁面的温度变为t0小于t1。
在第二天通风开始时, 地道壁面的温度为t2, 略高于t0, 第二天通风结束后, 地道壁面的温度升高到t3, 在第二天通风结束后间歇期间, 地道壁面的热量继续壁体深处传递, 壁面的温度降低到t4……。空气与地道间的传热过程就是这样反复不断的进行着。
从理论上讲, 在计算某天空气与地道壁面传热时, 必须考虑该天前系统运行的传热积存情况, 即要考虑在本次通风之前的每一个通风周期的影响, 不稳定传热过程有这样一个特点:在长过程作用下某一特定时间内的传热, 主要取决于近期的热条件的影响作用, 远期的影响是非常微弱的。因此, 在应用计算中, 仔细地研究接近计算时刻这段时间内的热作用情况, 较粗略地考虑它的早期影响, 即采取远粗近细的原则从理论分析来看, 仅夏季使用的地道, 在其余三个季节中, 由于热传递及周期性温度波的作用, 整体所积存的热量能够逐渐消除, 在计算中可以不考虑热量的隔年积存。但在工程实测中发现, 地道自开始通风时起约四年后, 地道壁体温度才达到某一稳定值。这是由于地道在修建的过程中局部地层已与大气相同, 破坏了原有的温度场的原因。在通风后, 热量的传递也使地道壁体的温度发生变化, 四年后趋于稳定状态。对于间歇运行时地层温度初始条件的这一变化, 目前还没有比较精细的计算方法, 在地道风降温工程中, 地道内的空气温度及地道壁面温度均为变量, 随通风时间的改变而变化, 而地层的原始温度独立于通风时间之外, 有一定的变化规律, 在某一段时间内可认为是一个定值, 因此, 通常以t0作为计算的基准温度。