操太春 吳剛 孔祥逸 于東瑋 吳琳 張大勇

研究論文

極地海洋工程裝備平板構(gòu)件的對流換熱影響分析

操太春1,3吳剛2孔祥逸1于東瑋1,3吳琳1張大勇1

(1大連理工大學(xué)海洋科學(xué)與技術(shù)學(xué)院, 遼寧 盤錦 124221;2中國船舶工業(yè)集團(tuán)公司第七○八研究所, 上海 200021;3大連理工大學(xué)運(yùn)載工程與力學(xué)學(xué)部, 遼寧 大連 116023)

電伴熱是極地海洋工程裝備防寒主要措施, 熱平衡是對流換熱的關(guān)鍵問題。本文以平板構(gòu)件為研究對象, 采用數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)相結(jié)合的方法, 開展極地復(fù)雜環(huán)境因素對海洋工程裝備電加熱平板構(gòu)件熱平衡影響分析。首先選取風(fēng)速、溫度為主要環(huán)境參數(shù), 風(fēng)速為0～40m·s–1、溫度為–40～0℃, 基于Fluent仿真和試驗(yàn)測試獲得電加熱平板構(gòu)件在不同風(fēng)速、溫度下的對流換熱系數(shù)。結(jié)果表明: 增大風(fēng)速和降低溫度都會(huì)使平板的對流換熱系數(shù)增大, 在風(fēng)速一定的情況下, 溫度對平板的換熱影響較小; 在溫度一定的情況下, 平板的對流換熱系數(shù)隨著風(fēng)速的增加而顯著增大。最后, 基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立了電加熱平板構(gòu)件的對流換熱系數(shù)數(shù)學(xué)預(yù)測模型, 并采用數(shù)值模擬驗(yàn)證了該模型的正確性。

極地 平板構(gòu)件 對流換熱 實(shí)驗(yàn)測試 數(shù)值模擬

0 引言

極地海洋工程裝備是極地資源探測開發(fā)的主要載體, 然而受極端低溫、潮濕環(huán)境影響, 裝備極易發(fā)生結(jié)冰現(xiàn)象。結(jié)冰增加的重量不僅會(huì)降低結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性、改變結(jié)構(gòu)應(yīng)力, 還可能影響工程設(shè)備的正常運(yùn)行[1]。平板構(gòu)件作為極地海洋工程裝備中的典型構(gòu)件, 例如甲板、艙壁等, 其防寒措施一般采用伴熱方式。

伴熱有兩類加熱方式, 分別為恒壁溫加熱和恒熱流加熱。恒壁溫加熱的壁面溫度保持恒定; 恒熱流加熱以恒定的熱流量輸入, 當(dāng)沒有熱量損失時(shí), 壁面溫度將持續(xù)升高。因此這兩種加熱方式存在較大差別, 而極地工程裝備的電伴熱屬于恒熱流加熱。目前, 極區(qū)海洋工程裝備的防寒設(shè)計(jì)普遍參考船級社的相關(guān)規(guī)范[2], 由于對工程環(huán)境條件考慮較少[3], 實(shí)際運(yùn)行過程中存在電伴熱的給熱量不合理問題[4-6], 在保證防寒效果的同時(shí)極易造成加熱能量的浪費(fèi), 給極地工程裝備的電力系統(tǒng)造成額外負(fù)擔(dān)。

目前, 平板的熱平衡研究主要集中在恒壁溫加熱, Churchill[7]基于理論和實(shí)驗(yàn)分析, 提出了恒壁溫加熱條件下平板的平均努塞爾數(shù)()、局部關(guān)于普朗特?cái)?shù)()與雷諾數(shù)()的表達(dá)式, 并明確各參數(shù)的取值。Junkhan等[8]研究了不同壓力梯度下湍流度對平板換熱的影響, 在層流換熱范圍內(nèi)主流中湍流的作用不大, 但在湍流換熱范圍內(nèi), 傳熱系數(shù)隨湍流度的增大而增大。Whitaker[9]對層流邊界層及湍流邊界層的局部表達(dá)式進(jìn)行了修正, 確定了平均; 研究發(fā)現(xiàn)采用簡單的函數(shù)關(guān)系來描述平板的對流換熱過程會(huì)存在一定誤差。Luikov等[10]研究了平板在恒壁溫條件下的邊界層及熱量交換機(jī)制, 給出了低普朗特?cái)?shù)、速度分布和溫度分布的解析解。

然而, 極地裝備保溫系統(tǒng)采用的電加熱屬于恒熱流加熱方式, 現(xiàn)階段, 平板構(gòu)件在電加熱條件下的對流換熱研究相對缺乏。Trevi?o等[11]研究了平板在對流條件下的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)加熱過程, 得到了平板在恒熱流加熱條件下縱向位置的溫度變化規(guī)律。Brazil等[5]研究了平板在不同溫度、不同風(fēng)速下的熱量損失, 發(fā)現(xiàn)較大的表面積導(dǎo)致的熱損失超過船級社規(guī)范近50%。因此, 對于極地海洋工程裝備的防寒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)不能完全參照船級社的規(guī)范, 同時(shí)應(yīng)該考慮外部環(huán)境變化所帶來的影響。張雷等[12]對船舶在極區(qū)的運(yùn)行工況進(jìn)行研究, 分析了甲板除冰系統(tǒng)設(shè)計(jì)要點(diǎn)、計(jì)算方法以及相關(guān)的規(guī)范, 提出了極地船甲板除冰系統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法。

可見, 加熱方式對平板構(gòu)件的對流換熱影響顯著, 目前電加熱方式下的換熱規(guī)律還不是很明確, 理論計(jì)算還存在較大誤差。因此, 亟需建立平板構(gòu)件的對流換熱系數(shù)預(yù)測模型, 為極地海洋工程裝備防寒設(shè)計(jì)提供參考。本文采用實(shí)驗(yàn)結(jié)合Fluent仿真的方法, 對電加熱平板構(gòu)件的對流換熱進(jìn)行了研究分析。實(shí)驗(yàn)研究了溫度范圍–40～0℃、風(fēng)速范圍0～13.7 m·s–1的對流換熱系數(shù)隨溫度以及風(fēng)速的變化規(guī)律, 并提出了對流換熱系數(shù)的擬合計(jì)算公式。通過數(shù)值仿真驗(yàn)證了擬合公式在溫度范圍–40～0℃、風(fēng)速范圍0～40m·s–1內(nèi)的適用性。

1 平板的對流換熱要素分析

由牛頓冷卻公式可知, 平板的局部對流換熱系數(shù)可以表示為:

電加熱條件下, 平板的熱流通量是給定的額定量, 此時(shí)壁面溫度分布為[13]:

對于層流段

對于湍流段

層流段局部表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)

湍流段局部表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)

2 電加熱平板的對流換熱實(shí)驗(yàn)

在低溫實(shí)驗(yàn)室, 搭建了面向極地環(huán)境條件下的海洋工程裝備平板構(gòu)件對流換熱實(shí)驗(yàn)平臺(tái), 實(shí)現(xiàn)了平板構(gòu)件在不同風(fēng)速、溫度條件下對流換熱系數(shù)的準(zhǔn)確測定。低溫實(shí)驗(yàn)室可控調(diào)節(jié)最低溫度為–50℃, 最大風(fēng)速為15 m·s–1, 基本可以模擬極地的低溫環(huán)境。平板的對流換熱涉及層流段、過渡段和湍流段, 為充分考慮對流換熱不同階段產(chǎn)生的影響, 實(shí)驗(yàn)選取的平板構(gòu)件長2.4 m、寬0.7 m。

2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

由此可得,

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

在低溫實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了24組平板對流換熱實(shí)驗(yàn), 實(shí)驗(yàn)工況設(shè)置及實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置.1: 變頻風(fēng)機(jī), 2: 風(fēng)罩, 3: 風(fēng)道, 4: 實(shí)驗(yàn)平板, 5: 加熱絲及保溫層, 6: 實(shí)驗(yàn)平板上的測點(diǎn), 7: 控制箱

Fig.1.Experimental apparatus.1: converter fan, 2: air hood, 3: air flow tunnel, 4: experimental plate, 5: heating wire and insulation layer, 6: measuring points on experimental plate, 7: control box

圖2 測點(diǎn)位置布置圖

Fig.2.Arrangement of measurement location

表1 實(shí)驗(yàn)測量裝置

對流換熱系數(shù)的實(shí)測值誤差主要包含兩方面。(1)實(shí)驗(yàn)測量的平板溫度和風(fēng)溫在±0.1℃范圍內(nèi)波動(dòng), 測量溫度的PT100傳感器的精度為±0.1℃。(2)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理方法：為減小實(shí)驗(yàn)測量誤差, 每組實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行3次，考慮過渡段的影響, 數(shù)據(jù)處理時(shí)取整個(gè)平板的平均溫度計(jì)算對流換熱系數(shù)。

選取風(fēng)速相近的實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)進(jìn)行溫度對換熱系數(shù)的影響分析, 其結(jié)果如圖3所示。由圖可知, 平板對流換熱系數(shù)實(shí)測結(jié)果大于理論計(jì)算值, 在溫度為–20℃左右時(shí), 實(shí)測值比其他溫度下的實(shí)測值偏小, 主要原因?yàn)樵摐囟认碌膶?shí)驗(yàn)風(fēng)速相對較小, 對流換熱系數(shù)隨溫度變化影響很小?？梢哉J(rèn)為, 在風(fēng)速一定的情況下, 溫度對平板的換熱基本沒有影響。

表2 實(shí)驗(yàn)工況及結(jié)果

為了明確風(fēng)速對平板對流換熱的影響, 本文將溫度較為接近的實(shí)驗(yàn)工況下實(shí)測數(shù)據(jù)對比分析, 平板對流換熱系數(shù)隨著溫度變化情況如圖4所示。由圖可知, 平板對流換熱系數(shù)實(shí)測結(jié)果大于理論值, 在溫度一定的情況下, 平板的對流換熱系數(shù)隨著風(fēng)速的增加而顯著增大, 可以認(rèn)為在特定溫度下, 風(fēng)速是影響平板換熱的主要因素。

2.3 基于實(shí)驗(yàn)的平板對流換熱系數(shù)預(yù)測模型

從以上分析發(fā)現(xiàn), 加熱平板對流換熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果要大于理論值, 在一定程度上說明理論推導(dǎo)過程中只考慮層流段和湍流段的換熱是不合理的, 過渡段的影響不可忽視[14]。溫度一定時(shí), 平板的對流換熱系數(shù)在風(fēng)速范圍4.6～9.5 m·s–1內(nèi)平均增大60.3%, 在風(fēng)速范圍9.5～13.7m·s–1內(nèi)平均增大45.4%; 風(fēng)速一定時(shí), 在溫度范圍–30～0℃內(nèi)平均增大4.4%, 在溫度范圍–40～30℃內(nèi)平均增大5.0%。因此, 風(fēng)速是影響平板換熱的主要因素, 溫度對其影響很小, 受溫度影響的相關(guān)參數(shù)的變化范圍如表3所示。

Fig.3.Variation of convective heat transfer coefficient with temperature.a) wind speed at 5.1–5.3 m·s–1; b) wind speed at 8.9– 9.5 m·s–1

圖4 對流換熱系數(shù)隨著風(fēng)速變化情況。a) 溫度為–10℃; b) 溫度為–19.8℃; c) 溫度為–30℃; d) 溫度為–40℃

Fig.4.Variation of convective heat transfer coefficient with wind speed.a) temperature at –10℃; b) temperature at –19.8℃; c) temperature at –30℃; d) temperature at –40℃

表3 普朗特?cái)?shù)(Pr)與導(dǎo)熱系數(shù)(λ)的范圍

圖6比較了擬合公式與實(shí)測值的結(jié)果: 風(fēng)速在5 m·s–1以及9 m·s–1左右時(shí), 擬合公式和實(shí)測結(jié)果能夠非常好地接近, 其平均誤差為4.7%; 風(fēng)速在13 m·s–1左右時(shí), 誤差為6.0%, 驗(yàn)證了擬合結(jié)果的正確性。

3 對流換熱系數(shù)的數(shù)值分析

圖5 對流換熱系數(shù)實(shí)測數(shù)據(jù)擬合

Fig.5.Fitting of the measured data of convective heat transfer coefficients

圖6 擬合與實(shí)測結(jié)果對比.a) 溫度為–5℃; b) 溫度為–10℃; c) 溫度為–25.1℃; d) 溫度為–30℃

Fig.6.Comparison between fitting and measured results.a) temperature at –5℃; b) temperature at –10℃; c) temperature at –25.1℃; d) temperature at –30℃

3.1 風(fēng)速和溫度的影響分析

加熱平板對流換熱系數(shù)隨風(fēng)速和溫度的變化如圖7和圖8所示。由圖7可知, 增大風(fēng)速和降低溫度都會(huì)使平板的對流換熱系數(shù)增大, 并且風(fēng)速比溫度對平板的對流換熱影響更加顯著。在風(fēng)速小于25 m·s–1時(shí), 溫度對平板的對流換熱系數(shù)影響很小; 當(dāng)風(fēng)速大于25 m·s–1時(shí), 溫度對平板的對流換熱系數(shù)影響增大。由圖8可知, 溫差一定時(shí), 不同風(fēng)速下對流換熱系數(shù)增幅不同。風(fēng)速大于25 m·s–1時(shí), 對流換熱系數(shù)隨溫度變化的曲線斜率變大, 說明溫度對平板的對流換熱系數(shù)影響加大。

3.2 數(shù)值仿真與預(yù)測模型的對比分析

預(yù)測模型與數(shù)值仿真結(jié)果的對比如圖9所示。當(dāng)風(fēng)速小于20 m·s–1時(shí), 預(yù)測模型與仿真結(jié)果吻合度較好, 其平均誤差為5.0%, 驗(yàn)證了數(shù)值仿真模型的準(zhǔn)確性。當(dāng)風(fēng)速大于20 m·s–1時(shí), 模型預(yù)測值相較數(shù)值仿真結(jié)果偏大, 平均誤差為7.2%,滿足工程要求。由溫度影響分析可知, 在高風(fēng)速時(shí)溫度的影響逐漸變大, 這也在一定程度上解釋了擬合結(jié)果在高風(fēng)速時(shí)預(yù)測模型結(jié)果與仿真結(jié)果偏差增大。但是誤差分析表明在風(fēng)速范圍0～40 m·s–1內(nèi), 所得平板對流換熱系數(shù)預(yù)測模型可為海洋工程裝備的平板熱平衡計(jì)算提供參考。

圖7 溫度–40～0℃下對流換熱系數(shù)隨風(fēng)速變化

Fig.7.Variation of convective heat transfer coefficient at temperature (–40～0℃) with wind speed

8 風(fēng)速0～40 m·s–1下對流換熱系數(shù)隨溫度變化

Fig.8.Variation of convective heat transfer coefficient at wind speed (0～40 m·s–1) with temperature

4 結(jié)論

本文采用實(shí)驗(yàn)測試和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法, 對海洋工程裝備電加熱平板構(gòu)件熱平衡影響分析開展研究。模型實(shí)驗(yàn)中, 溫度范圍為–40～0℃、風(fēng)速范圍為0～13.7 m·s–1, 結(jié)果表明: (1)平板對流換熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果要大于理論值, 理論推導(dǎo)應(yīng)該合理地考慮過渡段的影響; (2)增大風(fēng)速和降低溫度都會(huì)使電加熱平板的對流換熱系數(shù)增大, 風(fēng)速的影響更加顯著; (3)基于實(shí)驗(yàn)獲得了平板對流換熱系數(shù)預(yù)測模型。

圖9 數(shù)值仿真與擬合結(jié)果對比.a) 溫度為–10℃; b) 溫度為–20℃; c) 溫度為–30℃; d) 溫度為–40℃

Fig.9.Comparison of numerical simulation and fitting results.a) temperature at –10℃; b) temperature at –20℃; c) temperature at–30℃; d) temperature –10℃

數(shù)值模擬對實(shí)驗(yàn)條件不能達(dá)到的高風(fēng)速工況進(jìn)行了補(bǔ)充, 計(jì)算分析了風(fēng)速在0～40 m·s–1范圍內(nèi)電加熱平板的對流換熱系數(shù), 結(jié)果表明: (1)增大風(fēng)速和降低溫度都會(huì)增加平板的對流換熱系數(shù), 風(fēng)速影響顯著; (2)在風(fēng)速小于25 m·s–1時(shí), 溫度對平板的對流換熱系數(shù)影響很小; 當(dāng)風(fēng)速大于25 m·s–1時(shí), 溫度對平板的對流換熱系數(shù)影響加大; (3)驗(yàn)證了基于實(shí)驗(yàn)獲得的對流換熱預(yù)測模型的適用性。

極地海洋工程裝備的構(gòu)件類型眾多, 本文僅以平板構(gòu)件為例開展電伴熱條件下對流換熱影響分析, 對于其他構(gòu)件(例如扶手、踏步等)還需進(jìn)一步開展研究。

1 沈杰, 白旭.基于Fluent和FENSAP-ICE的極區(qū)海洋平臺(tái)甲板結(jié)構(gòu)結(jié)冰數(shù)值模擬[J].極地研究, 2020, 32(2): 177-183.

2 陳憲, 汪建華.極地船電加熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J].廣船科技, 2015, 35(5): 5-9.

3 BAEN P, OLDFORD D.Surface heating for Arctic vessels and structures to prevent snow and ice accumulation[C]//2014 Petroleum and Chemical Industry Conference Europe.2014: 1-10.

4 ROEDER W, BAEN P, SEITZ R.Electric trace heat design methods for de-icing and anti-icing of vessels, support equipment and infrastructure in the Arctic[C]//Oceans.IEEE, 2017.

5 BRAZIL H, CONACHEY R, SAVAGE G, et al.Electrical heat tracing for surface heating on arctic vessels and structures to prevent snow and ice accumulation[J].IEEE Transactions on Industry Applications, 2013, 49(6): 2466-2470.

6 RYERSON C C.Ice protection of offshore platforms[J].Cold Regions Science and Technology, 2011, 65(1): 97-110.

7 CHURCHILL S W.A comprehensive correlating equation for forced convection from flat plates[J].AIChE Journal, 1976, 22(2): 264-268.

8 JUNKHAN G H, SEROVY G K.Effects of free-stream turbulence and pressure gradient on flat-plate boundary-layer velocity profiles and on heat transfer[J].Journal of Heat Transfer, 1967, 89(2): 169-175.

9 WHITAKER S.Forced convection heat transfer correlations for flow in pipes, past flat plates, single cylinders, single spheres, and for flow in packed beds and tube bundles[J].AIChE Journal, 1972, 18(2): 361-371.

10 LUIKOV A V, ALEKSASHENKO V A, ALEKSASHENKO A A.Analytical methods of solution of conjugated problems in convective heat transfer[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 1971, 14(8): 1047-1056.

11 TREVI?O C, LI?áN A.External heating of a flat plate in a convective flow[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 1984, 27(7): 1067-1073.

12 張雷, 伍蓉暉, 陳方紅, 等.極地船甲板除冰系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J].廣東造船, 2019, 38(1): 58-60.

13 INCROPERA F P, DEWITT D P.Fundamentals of heat and mass transfer[M].5th ed.New York: John Wiley & Sons, 2001: 389-395.

14 LIENHARD J H.Heat transfer in flat-plate boundary layers: A correlation for laminar, transitional, and turbulent flow[J].Journal of Heat Transfer, 2020,142(6):061805.

Analysis on the influence of convective heat transfer of polar ocean engineering equipment plate components

Cao Taichun1,3, Wu Gang2, Kong Xiangyi1, Yu Dongwei1,3, Wu Lin1, Zhang Dayong1

(1College of Marine Science and Technology, Dalian University of Technology, Panjin 124221, China;2Marine Design and Research Institute of China, Shanghai 200021, China;3Department of Carrier Engineering and Mechanics, Dalian University of Technology, Dalian 116023, China)

The electric-heat method is the main cold-proof measure for polar ocean engineering equipment, with thermal balance being key to convective heat transfer.Taking an electric heading plate component as a research object, numerical simulations and model tests were carried out to analyze the influence of complex polar environmental factors on the thermal balance of electric heating of marine engineering equipment.Wind speed and temperature were considered as the main environmental parameters in this analysis; wind speed was varied over the range 0–40 m·s–1and temperature over the range ?40–0 °C.Based on FLUENT software simulations and model tests, the convective heat transfer coefficients of the electrical heating plate component under different wind speeds and temperatures were obtained.The results showed that increasing wind speed and decreasing temperature could increase the convective heat transfer coefficient of the plate component.Temperature had little effect on the heat transfer of the plate when the wind speed was stable.In contrast, the convective heat transfer coefficient of the plate increased significantly with increasing wind speed at a given temperature.A mathematical prediction model for the convective heat transfer coefficient of the electrical heating plate component was established based on these experimental data, and the validity of the model was verified by numerical simulation.

polar region, flat plate member, convective heat transfer, experimental testing, numerical simulation

2020年12月收到來稿, 2021年3月收到修改稿

國家自然科學(xué)基金(52071055)、遼寧省高等學(xué)校創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)(LT2019004)資助

操太春, 男, 1995年生。碩士研究生, 主要從事海洋工程裝備防寒研究。E-mail: caotaichun@foxmail.com

張大勇, E-mail: zhangdy@dlut.edu.cn

10.13679/j.jdyj.20200080