管道传热系数（精选七篇）
管道传热系数 篇1
一、混输管道温降计算现状与改进
油气集输管线沿程温降计算是油气开采管理过程的重要内容之一, 关系到运行的安全性和经济性。由于混输管道是埋地敷设的, 其温降计算相当复杂, 目前没有适合工程应用的油气水混输埋地管道温降计算方法, 在工程中采用单相流的苏霍夫温降公式进行估算。
式中:tB、tt——管道起、终点温度, ℃;
qm——管道介质的质量流量, kg/s;
C——输送介质的比热容, kJ/ (kg·℃) ;
K——管内介质向管周围介质传热快慢的系数W/ (m2·K)
由于各大陆地主力油田已经进入特高含水期, 单相流动所确定的K值不适合现阶段的计算需求, 而集输管线距离的加长, 油水两相液体滑脱现象的存在, 有必要考虑液体间摩擦生热引起的温升。在北方地区每个月的环境温度变化较大, 应该考虑土壤温度周期性、时间延迟等因素对管线温降的影响。在忽略不可排除因素的情况下, 计算的K值要比实际情况偏小, 误差较大.
利用高等工程热力学、高等传热学、数学物理方程、流体力学及两相流等学科的知识, 考虑势能、土壤温度的年周期性变化及时间延迟, 可推导出两相流水平管道温降计算数学模型如下[5]:
式中T、iT——油水埋地混输管道内出口进口流体温度℃;
C——输送介质的比热容, kJ/ (kg·℃) ;
K——总传热系数, W/ (m2·K) ;
tam、tamax——大气年平均和最高温度;
X——管道埋深, m;
τ——距离最热大气温度时间;
τ0——年周期时间;
G——流体的质量流量, kg/s;
二、总传热系数拟合计算及及实例分析
我们采用最小二乘法对改进公式进行最小拟合K值计算:
选取大庆采油五厂杏五二~杏五一管段之间长L=9600, 埋深1m, 杏五二到杏五一管段的计算总传热系数数据[4].根据《管道计算手册》, 用苏霍夫公式进行计算[1]K值为0.9, 均方误差为0.71;采用改进的两相流公式计算K值为1.526769, 均方误差为0.1735;可以看出, 前面所得结果, 相对误差不大, 但用改进公式进行最小二乘法拟合均方误差更小, 其均方误差为前一个结果的24.78%.
为验证K值计算的正确性, 我们对大庆油田某采油厂集输管道的温降值进行了测试, 实测与理论计算结果比较如图1所示。根据图1进行分析, 理论计算温降值与试验测试值的误差<10%有21组, 占总的53.8%, 误差在10%~15%的有7组, 占总数的18.0%, 误差在15%~21%之间有1l组, 占总数的28.2%。由于所有数据差都在20%内, 说明所采用的总传热系数K值正确, 满足工程应用。
三、结束语
在工程中, 苏霍夫公式已经不适合现阶段高含水期的油田工况计算, K值偏小, 误差较大;利用改进的两相流公式, 则可以针对原油实际情况, 取多组数据, 在不受约束的条件下, 计算得出K数值, 与采用人工经验选取公式计算相比精度更高、误差更小, 对于原油管道优化与节能降耗具有一定的实用价值.
摘要：无论管道设计还是节能降耗, 对管线内的温降研究都是必不可少的。而总传热系数的精准与否直接影响温降的计算效果, 在工程上原有的计算公式及方法容易造成较大偏差, 采用改进的计算公式并运用拟合计算方法可使所得总传热系数精度更高。
关键词：温降,传热系数,集输系统,数值拟合
参考文献
[1]王克亮、王嘉鹏、马士平:《葡萄花油田油井降温集输参数控制》[J].2009 (4) :79-80.
[2]陈丰民:《采油五厂埋地集输管道保温技术研究》[J].2003.7
仙敦输气管道总传热系数的确定 篇2
1. 工程简介
南八仙—敦煌天然气长输管道沿线大部分地区人烟稀少, 沿途区域为盐湖风蚀残丘区、盐湖滨湖区、花海子戈壁平原区、当金山区、赛什腾山区、沙山区、七里镇平原区。管线全长278.6公里, 采用国家标准GB9711-88生产的材质S360, 螺旋缝双面埋弧焊钢管, 管径为φ323.9, 大部分地段壁厚为6 mm, 当金山区有长度约为12.5公里, 壁厚为7mm。沿线多为风积沙及洪积碎石, 有较少的砂质粉土, 管线埋深为1.5m。
2. 主要设计参数
设计输气量:3亿方/年;
天然气水露点温度:T≤-40℃ (在5.0MPa压力下) ;
天然气烃露点温度:T≤-25℃ (在5.0MPa压力下) ;
设计压力:起输点6.4MPa, 末站4.0MPa;
工作压力:起输点5.0MPa, 末站1.5MPa;
设计温度:-40~80℃;
工作温度:-30~60℃;
土壤导热系数:1.19 Kcal/n·m·℃ (1.3840 W/m·k) ;
钢管导热系数:43.16 Kcal/n·m·℃ (50.009 W/m·k) ;
三层PE导热系数:0.13 Kcal/n·m·℃ (0.14 W/m·k) ;、
二、马仙采油厂天然气组成检验结果
三、主要运用计算公式说明:
1. 总传热系数的计算公式
总传热系数K是指当气体与周围介质的温差为1℃时, 单位时间内通过单位传热表面所传递的热量, 其表明了气体周围介质的传热强弱。
对埋地管道, 其传热由三部分组成, 即气体与管内壁的放热、管壁、绝缘层、防护层等为N层的导热, 管道与土壤的放热, 即:
式中a1—气体至管道内壁的放热系数, W/ (m2·K) ;
a2—管道外壁至周围介质的放热系数, W/ (m2·K) ;
λi—第i层 (管壁、防护层、绝缘层) 导热系数, W/m·k;
D1—管道内径, m;
DN+1—管道最外层外径, m;
Di—管道上第i层 (管壁、防护层、绝缘层等) 的外径, m;
D—确定总传热系数的计算管径, m。当a1≥a2, D取外径;当a1≈a2时, D取平均值, 即内外直径之和的一半;若a1≤a2, D取内径。
2. 管内壁放热系数a1的计算公式:
内壁放热系数a1可按下列准则方程求得:
式中Nu—努谢尔特准数;
μ—雷诺数:
Pr—普朗特数;
μ—气体的动力粘度, Pa·s
Cp—气体定压比热, J/ (kg·K) ;
λ—气体导热系数, W/m·k;
υ—气体运动粘度, m2/s
D—管道内径, m;
ν—气体流速, m/s。
3. 外部放热系数a2的计算公式:
将土壤看做均值的半无穷大区域, 并考虑土壤的稳定传热, 对土壤与空气间的热交换假设为第一类边界条件情况下, 可得到计算外部放热系数公式如下:
式中ht—管道中心埋深, m
λt—土壤导热系数, W/m·k。
4. 天然气虚拟临界参数和对比参数
式中Tc—混合气体虚拟临界温度, K;
Pc—混合气体虚拟临界压力 (绝) , pa;/3
ρc—混合气体虚拟临界密度, kgm
Tci—i组分的临界温度, K;
Pci—i组分的临界压力, K;/
ρci—i组分的临界密度, kgm
yi—i组分的摩尔分数;
Pr—气体对比压力;
Tr—气体对比温度;
ρr—气体对比密度
5. 天然气粘度计算公式
式中T—天然气温度, K;
Δ—天然气标准状态下的相对密度;
ρ—天然气密度, kg/m3
6. 混合气体导热系数计算公式:
λ—混合气体的导热系数, W/m·k;
λi—混合气体i组分的导热系数, W/m·k;
yi—混合气体i组分摩尔分数;
Mi—混合气体i组分摩尔分数
四、计算结果
1. 压缩系数计算
(1) 临界压力及临界温度:
Tc=194.44K;Pc=4.49Mpa;
(2) 在年输3亿方的情况下计算得到的平均压力:
Pcp=3.63Mpa (绝压)
(3) 冬季敦煌末站进站温度为-14℃, 南八仙出站温度为6℃左右, 算出平均温度为272.3K, 计算对比参数:
Tr=1.4005 Pr=0.8084
(4) 因Pr界于0.2~1.2之间且Tr界于1.4+~2.0之间, 则选用戈派尔计算公式第三式计算压缩系数:
Z=Pr (0.1391Tr-0.2988) +0.0007Tr+0.9969=0.9138
2. 天然气密度、相对密度及粘度计算:
(1) 由马仙采油厂天然气组成检验结果可得出标况下的混合气体密度:
ρ0=0.788 kg/m3
(2) 当前状况下的密度:
(3) 相对密度:
(4) 天然气粘度:
三、管内壁放热系数a1、外部放热系数a2的计算:
1.雷诺数计算:
2.根据混合气体导热系数计算公式及修正:
λ=0.029179 W/m·k
3. 通过对比状态分析查图得到混合天然气定压比热:
4.普朗特数计算:10.168621×1
5. 努谢尔特准数计算:
6.管内壁放热系数a1计算:
7.外部放热系数a2计算:
四、总传热系数计算
1.导入钢管的λ=50.009及三层PEλ=0.14计算总传热系数:
2.若忽略热阻甚小, 可以忽略不计, 则可按下式进行计算:
结论
1.青海油田仙敦输气管线沿途土壤大部分为砾土、细沙、粗砂, 散热较快, 总传热系数较四川等管输天然气偏大。
2.管线地处高原, 昼夜温差较大, 冬季寒冷, 导致管线散热也加快。
参考文献
[1]《天然气管道输送》石油工业出版社, 2000.11, 李长俊主编.
外墙综合传热系数的计算与分析 篇3
关键词：围护结构,综合传热系数,组合方式
围护结构的保温隔热水平是建筑节能的重要环节, 围护结构的形式和热工性能对建筑物的空调负荷有较大的影响, 通过改善建筑围护结构的形式和热工性能来降低空调能耗是建筑节能最有效的措施之一[1,2,3]。
建筑围护结构传热分析方法的发展总是伴随着人们对空调冷热负荷的认识发展以及空调负荷计算方法的发展而发展的, 它们相互依存, 相互促进。1967年, 基于控制理论的离散系统中扰量和响应的离散化处理的思想, 加拿大的Stephenson和Mitalas提出了反应系数法, 成为动态负荷计算的里程碑式开端。考虑到计算墙体和屋面非稳态传热时所需要的反应系数项数较多, Stephenson和Mitalas随后又于1971年提出了z传递函数 (CTF) 法[4,5];在国内, 2003年, 山东建筑大学陈宝明等教授对建筑围护结构的现场检测技术进行研究, 利用数值模拟的方法归纳总结出适用于不同保温形式下围护结构的修正系数。此项研究利用数值模拟计算方法对现场检测数据进行修正, 提出数值计算与实际检测相结合是目前建筑节能检测上发展的一个必然趋势[6]。
在维护结构中, 由于墙体所散失的能量占整个维护结构的很大一部分, 虽然目前针对维护结构的研究很多, 但是就针对我国各个气候分区的综合外墙导热系数研究不多, 本文结合目前市面上已有的砖材以及保温材料对外墙综合传热系数作了假设性的计算, 为维护结构的实际应用提供理论基础。
2 热工分区以及不同热工区的热工要求
建筑热工设计分区是根据建筑热工设计的要求进行气候分区。所依据的气候要素是空气温度, 以最冷月 (即1月) 和最热月 (即7月) 平均温度作为分区的主要指标, 以每年平均温度不大于5℃和不小于25℃的天数作为辅助指标, 将全国划为5个区, 即:严寒、寒冷、夏热冬冷、夏热冬暖和温和地区。建筑热工分区是为了使民用建筑热工设计与地区气候相适应, 保证室内基本的热环境要求, 符合国家节约能源的方针, 提高效益。下图即为5个气候分区各自的范围。
由于不同气候区对建筑有着不同的要求, 为此我们对实验模拟的结果进行计算验证。主要针对四种气候区 (夏热冬冷、夏热冬暖、严寒以及寒冷) 进行验证。
表1, 2, 3分别为不同气候分区对建筑外墙的热工要求, 可以看出气候地区越寒冷, 相对来说对外墙传热系数的要求就越高, 对于砖材和保温材料的选择以及热桥结构的设计要求也越高, 我们将对目前市面上已有的砖材以及保温材料的相关参数进行计算, 计算其外墙综合传热系数, 提出不同的墙体组合方式, 满足不同地区的要求。
3 外墙传热系数的计算方法
3.1 热阻的计算
热量在热流路径上遇到的阻力, 反映介质或介质间的传热能力的大小, 表明了1 W热量所引起的温升大小, 单位为℃/W或K/W。用热功耗乘以热阻, 即可获得该传热路径上的温升。
a.单1材料的热阻的计算:
式中R-材料层的热阻, /m2·K/W;
σ-材料层的厚度, m;
λ-材料的导热系数, /W/ (m·K)
b.多层围护结构的热阻的计算:
式中R1+R2+R3+......+Rn为各层材料的热阻, 计算热桥部分按模型1 (文献7) 计算, 计算保温层厚度为20 mm, 热桥柱为300 mm×300 mm, 计算各部分热阻。
3.2 墙体部分与热桥部分的热阻
墙体部分计算厚度按主要240 mm, 370 mm, 热桥部分为多层热阻计算。
表5为计算外墙各部分的热阻, 由表可见热桥部分的热阻明显要小于外墙部分, 外墙墙体越厚热阻越大, 保温效果越好。例如:当墙体为240 mm厚, 使用KP1砖时, 外墙热阻为0.9 907 816 (m2·K) /W, 热桥部分采用EPS保温材料其热阻为0.755 537 (m2·K) /W。
3.3 外墙各部分传热系数以及综合传热系数的计算
在实际情况中, 传热系数K又不是恒定的值, 它的大小可以通过以下公式计算:
式中am-室内对流换热系数, W/ (m2.K) ;
aout-室外对流换热系数, W/ (m2·K) ;
λi-第I层导热系数, W/ (m·K) ;
σi-第i层的材料厚度, m。
本次计算中室内对流换热系数为8.7 W/ (m2·K) , 室外换热系数为23.26 W/ (m2·K) 。
各部分传热系数计算结果如表6所示:
3.4 外墙综合传热系数的计算
Km—外墙的平均传热系数W/ (m2.K) ;KP—外墙主体部位的传热系数W/ (m2.K) ;Ki—外墙周边热桥部位的传热系数, W/ (m2.K) ;FP—外墙主体部位的面积, m2;Fi—外墙周边热桥部位的面积, m2。
为了使计算方便, 热桥部分就按上面计算的热桥部分数值, 由于不同建筑热桥所占外墙表面的面积百分比不确定, 我们分别计算了当热桥面积占外墙面积的百分比 (5%~50%) 每隔5%做一次计算。计算结果如表7所示。
注:加粗以及加下划线字体--除该部分区域其他部分都适合冬冷夏热地区;斜体带阴影部分字体--适合严寒地区;斜体带阴影部分字体以及加粗字体部分--适合寒冷地区。
表7分别为不同墙体组合理论上外墙综合传热系数, 由表可见不同墙体的综合传热系数有差别, 选用导热系数越低的材料, 其相应墙体的热阻较高。
结合表1, 2, 3发现, 在夏热冬暖地区, 对墙体组合外墙的综合传热系数要求较低, 以上所有的墙体组合均满足要求。例如:在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择KP1型, 保温材料选择保温砂浆时, 假设热桥比例为30%, 外墙厚度为240 mm, 墙体综合外墙传热系数1.038 W/ (m2·K) ;在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择实心砖型, 保温材料选择砖材时, 假设热桥比例为50%, 外墙厚度为240 mm, 墙体综合外墙传热系数为1.746 W/ (m2·K) , 这个也是理论计算中外墙综合传热系数最高, 距离标准上限2.5 W/ (m2·K) 差别较大, 所以在只考虑墙体热学性质情况下, 各种墙体组合完全可以夏热冬暖地区使用。
由表7结合表1可知:在夏热冬冷地区外墙要求综合传热系数在小于1.5 W/ (m2·K) , 发现大部分的墙体组合方式都是可以满足具体要求的, 只有少部分组合 (表7中加粗以及加下划线字体区域) 不满足要求, 理论上计算大部分外墙综合传热系数是在1.5 W/ (m2·K) 以内的。例如:在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择DM型, 保温材料选择EPS时, 假设热桥比例为30%, 外墙厚度为240 mm, 墙体综合外墙传热系数0.830 W/ (m2·K) ;在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择DM型, 保温材料选择Pu时, 假设热桥比例为30%, 外墙厚度为240 mm, 墙体综合外墙传热系数为0.722 W/ (m2·K) , 这些都能较好的适合夏热冬冷地区, 当然在具体施工过程中需要根据不同的屋面, 不同建筑体积系数以及其他情况, 选择不同的组合形式。
在寒冷地区, 传热系数要求在0.4 W/ (m2·K) ~0.7W/ (m2·K) 之间, 斜体带阴影部分字体以及加粗字体区域的不同墙体组合满足要求。如在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择德国砖型, 保温材料选择EPS时, 假设热桥比例为30%, 外墙厚度为240 mm, 墙体综合外墙传热系数0.686 W/ (m2·K) ;在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择KP1砖型, 保温材料选择Pu时, 假设热桥比例为30%, 外墙厚度为370 mm, 墙体综合外墙传热系数0.635 W/ (m2·K) ;当然在实际选择过程中需要考虑热桥的比例来选择不同的比例组合。
在严寒地区外墙综合传热系数的要求是0.25 W/ (m2·K) ~0.6 W/ (m2·K) 之间, 在表7中斜体带阴影区域可以满足条件。如在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择德国砖型, 保温材料选择Pu时, 假设热桥比例为30%, 外墙厚度为240 mm, 墙体综合外墙传热系数0.577 W/ (m2·K) ;在保温层厚度为20 mm时, 墙体砖材选择德国砖型, 保温材料选择Pu时, 假设热桥比例为30%, 外墙厚度为370 mm, 墙体综合外墙传热系数0.458 W/ (m2·K) ;当然, 对于一些特别严寒的地区, 需要综合传热系数≤0.25 W/ (m2·K) , 通过以上计算发现以上墙体组合形式外墙综合传热系数并不能满足要求, 对于这些地区, 我们可以适当地增加墙体厚度, 或提高相关墙材的热阻来满足要求。
4 结论
a.对于不同的地区, 选择不同的墙体组合方式, 当气候分区, 对综合外墙导热系数要求越高, 相应的墙体组合方式越少。
b.就计算结果而言, 已有的墙体组合方式, 可以适应不同分区的热工要求。
c.对热工要求极高严寒地区, 我们可以提高墙体保温材料的厚度来满足要求。
参考文献
[1]于靖华.基于EETP指标的夏热冬冷地区居住建筑围护结构热工性能及经济性研究[D].湖南大学, 2009.
[2]周娟.建筑围护结构动态传热模拟方法的研究[D].湖南大学, 2012.
[3]彭波.围护结构与空调建筑节能[J].建筑节能, 2008, 07:3-5.
[4]Stephenson D G, Mitalas G P.Cooling load calculation by thermal response factors method.ASHRAE Transactions[J], 1967, 73 (2) :2.1-2.10.
[5]Stephenson D G, Mitalas G P.Calculation of heat conduction transfer function for multi-layer slabs.ASHRAE Transactions[J], 1971, 77 (2) :117-126.
[6]田斌守.建筑节能现场检测围护结构传热系数的讨论[J].墙材革新与建筑节能, 2003, (11) 42-44.
传热系数现场检测中的数值模拟 篇4
关键词：建筑节能,传热系数,数值模拟,现场检测
0 前言
我国现有建筑的围护结构,特别是外墙、外窗的保温性、气密性差,热损失十分严重。根据近30年来能源界的研究和实践,普遍认为建筑节能是各种节能途径中潜力最大、最为直接有效的方式,是缓解能源紧张、夏季供电高峰矛盾及解决社会经济发展与能源供应不足这对矛盾的最有效措施之一[1]。
建筑节能是目前建设行业面临的重大课题,其中最重要的课题之一是建筑节能现场检测。建筑围护结构传热系数现场检测方法目前主要有3种:热流计法、热箱法、非稳态法。其中,热箱法的被测部位是“面”,避免了被测围护结构的局部热缺陷导致测试数据的较大误差;而热流计法测的是“点”,受被测点的热工缺陷影响较大。热箱法测试时间根据工程竣工时间不同而异,一般为3~7 d,该方法几乎不受季节限制,除夏季室外温度高于25℃时不可测外,春秋冬季均可测;而热流计法仅可在采暖供热系统正常运行后,且宜选在最冷月才能进行测试,但热箱法设备笨重,需进一步研究改进。各种测试方法各有特点,但都有局限性[2]。因此,开展建筑节能现场检测技术研究是我国当前建筑节能科技发展的迫切需要。
1 热箱法现场检测实例
本课题利用北京中建建筑科学研究院研制开发的RX-Ⅱ型传热系数现场检测设备,测定建筑节能专项验收中的传热系数K。
(1)测试原理[3]
热箱法是基于一维稳态传热的原理,在试件两侧的箱体(热箱和冷箱)内,分别建立所需的温度、风速和辐射条件,达到稳定状态后,测量空气温度、试件和箱体内壁表面温度及输入到计量箱的功率,根据式(1)计算出试件的传热系数。因为要检测通过被测对象的热量,因此,要把传向别处的热量剔除,这样根据处理方式的不同又分为标定热箱法和防护热箱法。
式中:K——传热系数,W/(m2·K);
Q——通过试件的热量,W;
A——热箱开口面积,m2;
Ti——热箱空气温度,℃;
Te——冷箱空气温度,℃。
现场检测一般采用防护热箱法,即将计量箱放置在一个温度受到控制的空间内,控制计量箱内部温度和室内空气温度保持一致,使得计量箱与外部环境之间没有热量交换,另一侧为室外自然条件。维持热箱内温度高于室外温度8℃以上,这样被测部位的热流总是从室内向室外传递,形成一维热流,当热箱内的加热量与通过被测部位传递的热量达到平衡时,计量箱的功率就是被测部位的传热量。记录计量箱的发热量和热箱内温度、室外温度,利用式(1)就能得到被测部位的传热系数。
(2)现场检测条件
检测对象:安徽建筑工业学院建筑节能材料研究所,建筑形式为单层平房,被测围护结构主体构造为300 mm厚度烧结黏土实心砖砌体,分户墙厚度为200 mm,抹面砂浆厚度20 mm。
检测条件:室外平均空气温度在25℃以下;热箱温度高于冷箱8℃以上;相对湿度60%以下,风力3级以下,并避免强电磁干扰;现场实测3 d以上[4]。若外界温度高于25℃,室内难以创造高于8℃以上的热环境。
(3)检测结果
图1为分户墙的传热系数与测试时间的关系。
由图1可见,在初始10 h内,传热系数-时间曲线很陡,之后的蓄热散热逐步达到平衡[5],曲线逐步平缓。经历初始瞬变期40 h左右后达到稳定,传热系数在2.8 W/(m2·K)左右波动。
图2所测结果为冷箱、热箱温度随时间的变化曲线。
由图2可见,冷箱内部温度较热箱先达到稳定状态,由于室内加热装置对整体环境进行缓慢加热,而冷箱端直接在箱体内降温。冷箱、热箱的温度很好的控制在设定值附近,达到稳定后墙内表面温度几乎是恒定的,有利于测试过程趋近稳定导热状态,室外墙表面温度在稳定后变化也不大。
式中:δi——保温材料的厚度,mm;
λi——导热系数,W/(m·K);
传热系数的设计计算值为:
由式(3)计算测试误差为:(2.8-2.68)÷2.68×100%=4.5%
实际测试过程中多种因素会引起测试误差,如:测量仪器的因素(热箱被扣部位密封材料老化、热箱PID控制器的稳定等)、环境因素(风力、湿度等)、测量方法(温差设置、测试时间等)。
2 热箱法测试墙体传热系数的数值模拟
本文使用MATLAB软件对200 mm厚分户墙测试过程进行数值模拟,得到被控温箱扣住部位墙体截面在任意时刻的温度场分布情况(也可绘制出截面上任一点温度随时间的变化情况)。图3为被扣截面在4 h后温度场分布情况。
从图3可以看到,4 h后沿分户墙轴向温度的分布是连续的,任意平行于水平面的截面温度分布一致。
图4、图5分别为1 h、4 h后分户墙截面的三维温度分布图。
在测试过程达到相对稳定之前,被测墙体部位温度场是时刻变化的。由图4、图5可知,在1 h时,截面温度场还未达到稳态,4 h后墙体轴向温度分布接近线性关系,温度场已趋于稳态。由此可见,在墙体表面达到测试设定温度后,需要4 h左右整体测试可达到最终稳定,此时传热系数值亦趋于稳定。
3 结语
(1)在人工控温条件下更容易达到稳定的温度,检测周期可适当缩短。在本测试过程中,采用8℃以上的温差设置,温差越小,室内达到设置温度所需时间越短,维持稳态所需热流也小。
(2)受气候条件的影响,夏季因室外温度高于25℃不宜进行测试,使得建筑节能现场检测受到了限制;对于室外平均温度低于25℃的季节都可测试(控温仪器要求冬季测试室外高于0℃),测试时需根据面积在室内加置加热装置,保证热箱的内外环境能够达到设定温度。
(3)测试要求相对湿度60%以下,风力3级以下,并避免强电磁干扰,一般情况都能满足测试要求。
(4)本文在使用MATLAB软件进行数值模拟时,可以很好的分析模型在任意时刻的温度场分布情况,及分析检测达到稳定所需时间;但在对墙体导热过程的模拟中,未考虑各种外在因素,因此对模拟结果有影响。模拟时只考虑墙体部分的传热过程,未对冷热箱温度场稳定达到设定温度所需时间进行模拟比较,在以后的研究中需进一步加强全过程的模拟分析。
参考文献
[1]田斌守.建筑围护结构传热系数现场检测方法研究[D].西安:西安建筑科技大学,2006.
[2]魏剑侠,魏清林.热箱法在建筑节能专项验收中的应用初探[J].技术导讯,2003(2):25-27.
[3]GB/T13475—92,建筑构件稳态热传递性质的测定标定和防护热箱法[S].
[4]魏剑侠.RX-Ⅱ型传热系数检测仪检测实例及应注意问题[J].建筑节能,2003(4):37-40.
管道传热系数 篇5
冬季热工计算是以阴寒天气为准, 不考虑太阳辐射作用, 但这并不意味着太阳辐射对建筑保温没有影响。太阳辐射热是影响建筑热过程的主要热源, 也是建筑热环境四个参量中影响最大的一个, 实际上, 建筑师设计房屋时, 总是要争取良好的朝向和适当的间距, 以便尽可能得到充分的日照。规范中对围护结构传热系数的修正也是考虑到太阳辐射热和天空辐射热的影响。由于考虑了太阳辐射热的补充作用, 实际从围护结构传出的热量并没有我们在理想状态下所计算得到的多, 即kw·eff<kw, 在冷热负荷计算中, 采用有效传热系数 (kw·eff) 可以减少冷热负荷量, 使建筑在满足室内热环境要求下, 消耗能量减少。
因此从节能的角度上来看建筑热工设计, 我们不但要采用降低墙体、屋面窗户的传热系数, 增加隔热保温材料厚度来达到节约建筑能耗的目的, 更应该充分考虑到太阳辐射的作用。
1 围护结构传热系数的修正系数的意义
随着科技的发展, 能源问题已成为全球共识的问题, 2010年陕西省要完成从建筑节能50%到节能65%的过渡, 我们就不能忽视太阳辐射和天空辐射对围护结构传热量的影响, 因此就引入了围护结构传热系数的修正系数。由于围护结构不同部分在太阳辐射和天空辐射作用下所吸收热量程度各不相同, 因此节能设计规范根据不同地区和不同朝向给出了修正系数取值的一个参考值。 本文旨在评价这一参考值的准确程度, 在这里只对墙体的传热系数修正系数进行检验。
2 外墙传热系数修正系数的计算模型及分析
2.1 外墙传热系数修正系数的计算模型
外墙有效传热系数计算公式:
其中, kw·eff为外墙的有效传热系数, W/ (m2·K) ;kw为外墙原传热系数, W/ (m2·K) ;tsol·eq为太阳辐射当量温度, ℃。
其中, ρ为外表面的太阳辐射吸收系数;I为垂直面上的太阳辐射照度, W/m2;αe为外表面换热系数, W/ (m2·K) 。
2.2 公式分析
把式 (1) 代入式 (3) 中得:
因此, 从公式推导中可以看出围护结构传热系数的修正系数与围护结构的原传热系数无关, 即与围护结构的构造无关。
3 外墙传热系数修正系数的实例计算
3.1 实例说明
3.1.1 选择围护结构
取一典型的采暖地区的外围护结构构造如图1所示, 取其朝向为正南向。
3.1.2 气候条件
1) 已知西安地区冬季室内计算温度为ti=16 ℃～18 ℃, 设计计算用采暖期天数为100 d, 室外平均计算温度为te=0.9 ℃。2) 西安的冬季太阳辐射照度采用《民用建筑节能设计手册》附录九的冬季太阳辐射照度。
3.2 计算过程
1) 已知条件。
取西安地区气候特点, 对围护结构传热系数的修正系数εi进行计算。室内计算温度为ti=18 ℃, 室外平均计算温度为te=0.9 ℃。外围护结构表面材料为水泥砂浆, 其ρ=0.48, 取其冬季太阳辐射照度为各月垂直南向照度的加权平均值。
2) 计算。
由式 (2) 得:
求结构原传热系数:
由式 (1) 得有效传热系数为:
由式 (3) 得修正系数为:
因此得出的传热系数的修正系数εi比规范上的传热系数修正值 εi=0.79 (南向外墙) 大0.087。
用同样的计算方法分别对以下列出的条件下的传热系数的修正系数进行计算。
条件:1) 室内计算温度分别取ti=16 ℃和ti=18 ℃。2) 冬季太阳辐射照度分别取最大值Imax、最小值Imin和加权平均值
根据上述条件, 得出计算结果如表2所示。
4 数据分析
1) 室内计算温度取值分别为ti=18 ℃和ti=16 ℃时, 当其他条件相同时, 其ti=16 ℃时所得的εi值更接近规范上的值。2) 计算中所采用的冬季太阳辐射照度取的是昼夜平均值, 其值越大, εi越小。3) 外表面材料的吸收系数ρ越大, 所得的εi越小。而且可以从表2中看出, ρ值的取值是决定修正系数的主要因素。
5 结论与建议
在《民用建筑节能设计标准》 (采暖居住建筑部分) 规范中, 规定西安地区南向外墙围护结构传热系数的修正系数εi=0.79, 从数据来看, 规范中取的εi值普遍低于验算得的值, 因此我们可以认为在规范中εi的取值高估了太阳辐射的作用。
由以上的图表我们可以看出, 外围护结构的构造, 太阳辐射照度, 室外计算温度对围护结构传热系数的修正系数影响不大, 其修正系数主要取决于建筑外围护结构外表面对太阳辐射的吸收系数, 即主要取决于外表面的材料, 为了获得比较大的材料吸收系数, 在建筑设计中对材料的选择是尤为重要的。
对于建筑外围护结构传热系数修正系数的取值, 在规范中, 由于高估了太阳辐射的作用, 使在计算冷负荷时所采用的有效传热系数取值偏小, 则在计算负荷量时所得值也偏小, 进而影响了采暖计算所要求的热量。造成的结果就是冬季室内温度达不到规范的要求, 因此我们建议应对规范中的传热系数的修正系数做再一次的修正。
摘要：通过实例对规范中的围护结构传热系数的修正系数取值情况进行了评价, 通过验证得出规范中的修正系数的取值比验算值偏小, 即在规范中高估了太阳辐射的作用, 并得出应对规范中的修正系数值做再一次的修正的结论。
关键词：围护结构,传热系数,修正系数,太阳辐射
参考文献
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[3]彦启森, 赵庆珠.建筑热过程[M].北京:中国建筑工业出版社, 1986.
管道传热系数 篇6
用于对建筑外窗、外门及多种建筑材料的保温性能进行检测和抗结露因子的分极及检测;玻璃传热系数检测;窗框传热系数检测;墙体传热系数检测。
GB/T8484-2008《建筑外门窗保温性能分级及检测方法》;
GB/T13475-2008《绝热稳态传热性质的测定标定和防护热箱法》。
2 主要技术参数要求
热箱温度20℃, 冷箱温度:-20℃;
环境温度:20℃, 热室温度控制精度:±0.2℃;
冷室温度控制精度:±0.3℃;
环境温度控制精度:±0.5℃;
试件洞口尺寸:
外窗:1.8m×1.8m, 外门:1.8m×2.1m墙体:1.5m×1.5m;
整机外形尺寸:6.9m×4m×4.25m, 制冷机组功率:3.7kw, 380V;
热箱加热功率:门窗:800W 220V, 墙体:500W 220V;
温度传感器分辨率:0.0625, 电源要求:380V15KW;
热箱相对湿度<20%, 热箱与冷箱压差0Pa±10 Pa。
3 检测原理
建筑外窗、外门、墙体保温性能检测装置基于稳定传热原理, 采用标定热箱法检测外窗、外门墙体保温性能。试件一侧为热箱, 模拟采暖建筑冬季室内气候条件, 另一侧为冷箱, 模拟冬季室外气候条件。在对试件缝隙进行密封处理, 试件两侧各自保持稳定的空气温度、气流速度和热辐射条件下, 测量热箱中电暖气的发热量, 减去通过热箱外壁和试件框的热损失 (两者均由标定试验确定) , 除以试件面积与两侧空气温差的乘积, 即可算出试件的传热系数K值。
抗结露因子检测原理基于稳定传热传质原理, 采用标定热箱法检测建筑门、窗抗结露因子。试件一侧为热箱, 模拟采暖建筑冬季室内气候条件, 同时控制相对湿度不大于20%;另一侧为冷箱, 模拟冬季室外气候条件。在稳定传热状态下, 测量冷热箱空气平均温度和试件热侧表面温度, 计算试件的抗结露因子, 抗结露因子是由试件框表面温度的加权值或玻璃的平均温度与冷箱空气温度 (tc) 的差值除以热箱空气温度 (th) 与冷箱空气温度 (tc) 的差值计算得到, 再乘以100后, 取所得的两个数值中较低的一个值。
稳态热性质的测定原理:模拟试件两边为均匀温度的流体 (通常是大气) 的边界条件。将试件放置在已知环境温度的热室与冷室之间, 在稳定状态下测量空气温度和表面温度以及输入热室的功率。由这些测量数值计算出试件的传热性质。
4 使用特点
4.1 全自动控制方式
采用计算机控制, 将先进的数字温度传感器技术、PID调节与模糊控制理论相结合, 试件装卡好后, 只须启动计算机, 便可自动完成全部检测内容, 其数据采集、计算、打印报表均自动完成。
⑴系统温度全部自动调控。热箱、冷箱、环境温度全部由计算机系统进行调控, 使系统能够较快进入试验状态, 并在整个试验过程中各测温点都符合标准要求的温度值, 使检测工作顺利完成。
⑵系统各测温点温度自动监控。系统中255个测温点的温度采集、适时显示、温控曲线动态显示及温度计算均由计算机自动控制管理。
⑶系统加热功率自动控制。计算机通过功率模块, 对热箱和冷箱中的电加热器的供电电压进行调整, 以实现对电加热器耗散功率的自动控制。
4.2 系统全封闭防护方式
管道传热系数 篇7
海水淡化技术具有不受时空和气候影响,水质好、供水稳定等特点。直接利用海水对缺乏淡水资源的国家和地区具有巨大的现实意义和深远的战略意义。
海水淡化技术的种类很多。大型海水淡化装置主要采用多级闪蒸(MSF)、多效蒸发(MED)和反渗透膜(RO)方法。水平管降膜蒸发是目前多效蒸馏海水淡化普遍采用的传热方式。由于换热两侧均有相变发生(管内蒸汽冷凝,管外海水蒸发),同时海水溶液沿管壁呈膜状流动,液膜很薄,且有波动性质,有利于液膜与管壁间的传热,所以其传热系数较高,在相同的热负荷条件下所需传热面积可大为节省。其次,降膜蒸发传热温差小,易于实现多效蒸发,提高造水比[1,2,3]。
由于水平管降膜蒸发技术的历史较短,目前关于水平管降膜蒸发传热系数的实验数据和理论公式不充分,适用范围差别较大,难以指导海水淡化系统设计。针对这种情况,本文对适用于低温多效蒸发海水淡化系统的管内冷凝换热系数、管外蒸发换热系数进行了比较和分析,并结合不同的污垢系数,对总传热系数进行了分析。
1 管内蒸汽冷凝换热系数
Chato[4]在努塞尔特理论的基础上给出了适用于Pr≥1条件下水平管内凝结换热的关系式:
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Akers[5]引用一个管内当量质量流速Ge来考虑蒸汽流和凝液对放热的影响,将管内两相流动的问题当作单相流动处理,给出了如下关系式:
当undefined:5×104时,
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Shah[6]认为管内凝结时的两相流动放热系数等于管内为单相流体流动时的放热系数乘以修正系数,而该系数与蒸汽的相对含量以及蒸汽的对比压力有关,给出了适用于牛顿非金属流体的管内凝结换热关系式:
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当ReL≥2200时,
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当ReL<2200时,
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许莉[7]针对横管降膜蒸发海水淡化过程,在一个小型实验台上进行了横管管内凝结的实验研究,给出如下计算公式:
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实验范围为:管径0.02～0.04m,出口蒸汽流速0.1～1.1m/s,管长0.25～1m。
本文选取如下工程实际参数,对以上适用于海水淡化系统的水平管降膜蒸发传热系数进行了比较与分析:水平管长为9m,管内径为0.022m,管内进口蒸汽速度为32.5m/s,管内蒸汽出口干度为0.15,凝结温度为60℃。以基本参数中的一个参数为变量,其他参数保持不变的情况下,分别应用Chato、Shah、Akers公式进行了计算,并将三者的计算结果进行了比较。结果在图1～图6中示出。由于公式(6)实验范围与实际参数之间有较大偏差,未列入计算分析。
从图1～图4中可以看出,在其他参数不变的情况下,管内凝结换热系数随管内径的增大而减小,随蒸汽进口速度和出口蒸汽干度的变化不明显,随蒸汽干度的升高而增大。其中Chato公式计算式得到的结果最大,Akers公式和Shah公式的计算结果相近,计算值较小。
对于Chato公式,给定参数:管子内径0.022m,蒸汽凝结温度60℃,蒸汽进口流速32.5m/s,蒸汽出口干度0.15。图5和图6指出在其他条件不变时,管内冷凝换热系数随管内蒸汽温度的升高而增加,随传热温差的增大而减小。管内凝结换热系数在小温差下具有较大值,恰好适应了海水淡化蒸发器对小温差换热的要求。
2 管外海水蒸发换热系数
文献[8]给出的横管降膜蒸发换热系数计算式为:
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许莉[9]针对横管降膜蒸发海水淡化过程,以去离子水为研究对象,在小型装置中进行了管外蒸发传热实验研究,实验结果归纳得到的计算公式为:
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上式的实验条件是:管径20～40mm,管长250～1000mm。
由于公式(8)计算中用到的液膜厚度值是实验中测试得到的,工程使用中该参数难以确定,本文仅应用公式(7)进行了计算分析。计算参数:喷淋海水浓缩比1.4343,喷淋密度0.044kg/(m·s),相对管间距1.3,管长9m,管子直径0.022m,管壁厚0.7mm。结果在图7和图8中给出。
图7给出了不同管内管外流体温差Δt下,管外蒸发换热系数随管内蒸汽温度的变化。管外蒸发换热系数随管内蒸汽温度的增加而增大,随传热温差的增加而减小。当温差一定时,管内蒸汽温度的提高对应着管外蒸发温度的提高,海水温度提高时,粘度降低,流体湍动加剧,有利于换热系数的提高。与管内凝结换热系数相似,管外蒸发换热系数也随着温差的减小而增加,这对海水淡化小温差下的换热是十分有利的。
图8给出了两种管内蒸汽温度下的管外蒸发换热系数随喷淋密度的变化关系。在管内流体温度一定时,管外蒸发换热系数随喷淋密度的增加而减小。喷淋密度提高,虽然可以加强管外液膜的扰动,有利于换热,但液膜会随之增厚,对换热不利。计算结果显示,两者的综合结果使得管外蒸发换热系数减小。
3 总传热系数
本文以圆管外表面积为基准计算传热系数。计算参数:污垢热阻取0.00017(m2·℃)/W,管壁厚0.7mm,铝黄铜管的导热系数为105W/(m·K),管外海水喷淋密度0.044kg/(m·s),管长9m,管子直径0.022m,管内蒸汽进口流速32.5m/s,蒸汽出口干度0.15。计算结果在图9～图18中示出。
从图9～图14可看出:在相同的传热温差下,随着管内蒸汽温度升高,传热系数增大;在同一温度下,增大传热温差,传热系数随之减小。
图15给出了管内管外流体温差为3℃条件下,总传热系数随管内流体温度的变化。利用Chato关系式计算管内凝结换热系数得到的总传热系数数值较大,与工程实际结果比较接近。
图16～图18分别给出了管内管外流体温差为3℃时,在不同的污垢热阻条件下,总传热系数随管内流体温度的变化。随着污垢热阻从0.00002(m2·℃)/W上升至0.00017(m2·℃)/W,管内使用Chato方法计算,总传热系数降低了32%,使用Shah方法和Akers方法,总传热系数也降低了20%以上,污垢对总传热系数的影响是比较大的。
4 结论
(1)管内凝结换热系数随管内径的增大而减小,随蒸汽进口速度和出口蒸汽干度的变化不明显,随管内蒸汽温度的增加而增大,随蒸汽干度的升高而增大;
(2)管外蒸发换热系数随喷淋密度的增加而减小,随管内蒸汽温度的增加而增大;
(3)总传热系数随管内蒸汽温度的增加而增大,随传热温差的增加而减小。污垢热阻从初始值到达到稳定状态对总传热系数的影响在20%以上。
符号说明
α—传热系数,W/(m2·K);
r—冷凝潜热,J/kg;
C—定压比热,J/(kg·℃);
t—蒸汽温度,℃;
λ—导热系数,W/(m·K);
ρ—密度,kg/m3;
g—重力加速度,m/s2;
μ—动力粘度,Pa·s;
d—管子直径,m;
Pr—普朗特数;
Re—雷诺数;
η—动力粘度,kg/(m·h);
Ge—管内流体的当量质量流率,undefined;
GL—凝结液质量流率,undefined;
GG—蒸汽质量流率,undefined;
R—相对蒸汽压力,undefined;
P—饱和蒸汽压力,Pa;
Pc—临界压力,Pa;
ReL—全液相雷诺数,undefined
L—管子长度,m;
x—管子进出口的平均干度;
v—速度;
h(α)+—无量纲系数,undefined;
q″—管壁热流密度,W/m2;
Γ—喷淋密度,kg/(m·s);
Δt—管外侧总温差,℃;
δ—液膜厚度,m;
K—总传热系数,W/(m2·K);
Z—污垢热阻,(m2·℃)/W;
ζw—管壁厚度,m;
υ—运动粘度,m2/s;
下标:i—管内;
o—管外;
s—饱和状态;
w—管内壁;
L—液相;
G—汽相;
1,2—入口,出口;
max,min,m—极大,极小,平均。
参考文献
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