冷却温度

关键词： 冷却 废气 温度

冷却温度（精选七篇）

冷却温度 篇1

为了满足欧-V及以上标准,冷却废气再循环(cooled exhaust gas recirculation,CEGR)技术正向着大流量、高冷却能力和冷却温度可调的方向发展。文献[1,2]通过调节冷却水循环量的方法来控制再循环废气的冷却温度,结果表明降低再循环废气的冷却温度能够明显降低氮氧化物(NOx)和碳烟的排放,同时能够降低燃油消耗率,提高柴油机的经济性。文献[3,4]通过试验给出了冷却水温度(温度调节范围为50~95℃)对柴油机工作性能和排放的影响,结果表明随着冷却温度的降低,柴油机的容积效率、燃空比及进气中的氧含量均相应提高。文献[5]试验了冷却温度(温度调节范围为20~80℃)对柴油机燃烧噪声和振动的影响,结果表明冷却温度为30℃时的燃烧噪声低于其他温度下的燃烧噪声[5]。

然而,当冷却温度低于结垢温度时,排气中的碳氢化合物(HC)和水蒸气就会在EGR冷却器气道内壁上凝结,加之颗粒的吸附沉积及气流的冲压作用,就会在EGR冷却器气道内形成积炭,从而劣化EGR冷却器的换热性能[6]。一般认为冷却温度越低EGR冷却器的积炭问题越严重,并且会增加硫酸盐的形成,造成EGR冷却器及气缸壁的腐蚀和磨损等问题[7]。然而,近年来法雷奥公司开发了一种热效率较高的液体低温冷却进气/EGR系统组合模块,这种低温冷却回路循环在20℃的环境温度下,在欧洲机动车排放组合(motor vehicle emissions group,MVEG)行驶循环中冷却液的最高温度只达到30℃,冷却能力较强且不会因为积炭污染而使EGR冷却器的冷却效率降低[8]。众说纷纭,针对低温冷却对EGR冷却器积炭到的影响有不同的研究结果。

本文中通过调节EGR冷却器积炭加载时的冷却水温度,获得20、40、60和80℃四个冷却水温下的积炭,并利用热重-微商热重分析法对其性质差异进行研究。同时,利用NTP技术对不同冷却水温下加载积炭的EGR冷却器进行再生,通过观察再生产物中碳氧化物(COx)的变化,分析冷却水温对EGR冷却器再生的影响。

1 试验装置及方法

1.1 积炭加载试验

目前,冷却效率较高且能预防积炭的EGR冷却器主要有板翅式、螺旋管-壳式和翅片管-壳式等,其中翅片管-壳式EGR冷却器在大型柴油机上应用得较多。本试验所用EGR冷却器即为翅片管-壳式冷却器,亦称装配式冷却器,由壳和翅片管两部分装配而成。其中,翅片管由六根不锈钢扁管及翅距和波距分别为1.5mm、3.5mm的翅片焊接而成,端面结构如图1所示。

图2为EGR冷却器积炭加载试验装置。它主要由柴油机和冷却系统组成。试验用柴油机为单缸风冷直喷式,缸径为86mm,活塞行程为70mm,压缩比为19,标定功率为6 kW,标定转速为3 600r/min。积炭加载试验选用的工况点为2 500r/min、15N·m(75%负荷)。冷却系统由水箱、水泵、电热管、热电偶及温控仪构成。冷却水通过水泵在EGR冷却器水套内循环流动。温控仪根据热电偶所测水温的变化,控制电热管的工作状态,从而实现循环冷却水温在20~90℃范围内可调。EGR冷却器分别在20、40、60、80℃四个冷却温度下进行了积炭加载试验,加载时长均为2h。

1.2 EGR冷却器再生试验

EGR冷却器再生即清除EGR冷却器内部积炭,恢复EGR冷却器的换热性能。EGR冷却器再生试验系统主要由低温等离子体(non-thermal plasma,NTP)喷射系统、电学参数测量系统、再生温度控制系统及烟气分析仪组成,装置系统如图3所示。NTP喷射系统由氧气供给装置、NTP发生器、冷却风机、水冷装置及红外测温仪构成。NTP发生器为介质阻挡放电型,低压级为外径32mm的不锈钢管,阻挡介质为内径36mm、厚2mm的石英玻璃管,高压极为包覆在石英玻璃管上的细铁丝网,轴向长度为100mm,放电间隙为2mm。放电过程中风冷和水冷共同作用,可有效降低并稳定NTP发生器放电区表面温度。

电学参数测量系统包括等离子体电源、示波器及分压电路。等离子体电源由CTP-2000K智能电子冲击机(0~25kV,7~20kHz)提供,TDS3034B型Tektronix示波器用于监测放电过程中电压、频率及放电功率的变化。再生温度控制系统由电热鼓风干燥箱和两只K型玻璃纤维测温热电偶(Omega,GG-K-36)组成。电热鼓风干燥箱可快速加热EGR冷却器至再生温度并保温,热电偶用于监测加热及再生过程中EGR冷却器内部温度的变化。Photon红外烟气分析仪用以测量再生废气中CO和CO2的浓度。

试验中,控制氧气流量为5L/min,设定NTP运行工况如下:放电频率为7.2kHz,放电电压为17.8kV,放电区表面温度为70℃。氧气经介质阻挡放电作用后,形成氧化性极强的NTP活性气体,再通入已加热至再生温度的EGR冷却器,与内部炭层发生反应,从而实现EGR冷却器的再生。其中再生温度为150℃,再生时长为210min。

1.3 热重分析

采用瑞士METTLER公司的TGA/DSC1型热重分析仪,对不同冷却温度下所加载积炭进行了热重分析,炭层样品均取2.14mg左右。试验时,升温速率设为20℃/min,使样品从50℃升至800℃,氧气流速设为50mL/min。热重(thermo-gravimetry,TG)曲线给出了程序升温过程中样品质量随温度的变化情况,微商热重(derivative thermo-gravimetry,DTG)曲线是TG曲线对温度的一阶导数,可用以表征质量变化率随温度的变化情况,能清楚地反映出起始反应温度、达到最大反应速率的温度和反应终止温度,通过观察DTG曲线可更直观地分辨相继发生的多个失重过程。

2 结果及分析

2.1 冷却温度对积炭性质的影响

图4为冷却温度分别为20、40、60、80℃时,EGR冷却器所加载积炭的TG-DTG曲线。

由图4(a)可见,冷却温度为20℃时所加载积炭的DTG曲线主要有两个峰,即炭层主要有两个失重过程。第一失重过程为T<340℃,主要是可溶性有机物(soluble organic fraction,SOF)的氧化离解。在该过程中,随着温度的升高,被凝结的液态HC和被吸附的多种有机物挥发或发生氧化反应而脱离炭层,质量损失约为32.27%,即SOF约占积炭质量的32.27%。第二失重过程为340℃≤T<650℃,主要是积炭中的干碳烟(dry soot,DS)发生氧化反应,最高反应速率为2.93×10-3℃-1,对应的温度为497℃,这一过程的质量损失约为49.08%。最后残余的18.65%为灰分,主要包括硫酸盐和金属氧化物等[9,10]。

由图4(b)可见,冷却温度为40℃时所加载积炭的第一失重过程为T<448℃,SOF的氧化速率较慢,质量损失约为34.74%。DS的氧化过程为448℃≤T<650℃,对应的质量损失为45.32%。冷却温度为60℃和80℃时所加载积炭的TG-DTG曲线走势与冷却温度为40℃时的相似,积炭的DS起燃温度均为450℃,最高燃烧速率对应的温度均为580℃,均滞后于冷却温度为20℃时(约110℃)。四个冷却温度下所加载积炭中SOF和DS的性质对比如图5和图6所示。

由图5可见,当冷却温度范围为80~40℃时,积炭中SOF的含量随着冷却温度的降低而逐渐升高。这是因为冷却温度较高时只有部分高沸点的HC可以在壁面上凝结,随着冷却温度的降低各种高分子量的HC也逐渐凝结;当冷却温度为40℃时,SOF含量达到34.74%;当冷却温度低于40℃后,SOF含量随着冷却温度的降低而降低,原因是冷却温度为40℃左右时HC已完全凝结,随着冷却温度的继续降低DS的沉积量将因热泳作用的增强而增多,从而导致了SOF含量的降低。积炭中DS的含量随冷却温度的变化则与SOF相反,随着冷却温度的降低,DS的含量先减少后增多。

由图6可见,随着冷却温度的降低,SOF的最高氧化速率总体呈升高趋势,DS的最高氧化速率则随着冷却温度的降低而降低。四次热重试验中热重分析仪的升温程序、炉体内的压力及氧气流量一致,由此可以推断积炭中SOF的反应活性随着冷却温度的降低而逐渐升高,DS的氧化活性随着冷却温度的降低而降低。

综上所述,冷却温度对SOF和DS的含量及其最高氧化速率影响较大。随着冷却温度的降低,SOF的含量及其反应活性总体呈上升趋势,而DS的含量及其氧化活性则相反。此外,冷却温度为20℃时所加载积炭中DS的起燃温度低于其他冷却温度下的近110℃。

2.2 冷却温度对EGR冷却器积炭再生的影响

NTP由多种化学活性极强的激发态分子、离子、自由基组成,可有效氧化清除EGR冷却器内部积炭,实现EGR冷却器的再生。其中,O3对炭层的氧化起到了主要作用,反应方程[11,12,13,14]为:

积炭中的SOF与DS先后按式(1)~式(4)与O3发生反应,生成CO、CO2和H2O。各冷却温度下所加载积炭的性质存在差异,NTP作用之后所生成产物的性质也应有所不同,因此观察CO、CO2浓度随再生时长的变化差异,可在一定程度上了解冷却温度对再生的影响。图7和图8分别为四个冷却温度下所加载积炭在NTP活性物质的作用下,生成的CO2与CO的量随着再生时长的变化。

由图7可见,四个冷却温度下所加载积炭在再生过程中有以下共同点:再生初期CO2的体积分数都先急剧升高到一个最大值再缓慢降低。这是因为在加热EGR冷却器到再生温度的过程中,积炭表面的SOF挥发或离解,并悬浮在EGR冷却器气道内,一旦NTP通入,SOF便会与其发生剧烈反应,因此反应初期CO2的体积分数会急剧升高。然而,由于四个不同冷却温度下所加载积炭的性质差异,后期CO2体积分数的降低存在以下差异:(1)20℃和80℃冷却温度下所加载积炭,在再生过程的前25min,生成的CO2体积分数始终保持一个较高的水平,而后逐渐降低,降低到0.1%左右之后逐渐稳定。(2)40℃和60℃冷却温度下所加载积炭,在再生过程的前18min,生成的CO2量就迅速降低到0.3%左右,后续的近200min变化较小,仅从0.3%降低到0.22%左右。其中,20℃冷却温度下所加载的积炭在NTP作用200min后,CO2的体积分数已降为0.08%,一般认为CO2的体积分数低于0.10%时EGR冷却器就被完全再生了[15],因此20℃冷却温度下加载积炭的EGR冷却器率先实现了完全再生。

由图8可见,CO体积分数随着再生时长的变化与CO2的总体趋势一致,均为先急剧升高到一个最大值再逐渐降低。再生进行到70min之后,CO的生成量随着冷却温度的升高而增多。这是因为冷却温度越高积炭中DS的氧化活性就越强,可发生反应的DS就越多。然而,NTP活性气体以5L/min的流速流过炭层表面,停留时间较短,未能与其充分接触的积炭则被氧化成CO,因而活性DS越多,CO的生成量就越大。

对图7和图8中的CO/CO2体积分数进行积分换算,可得各冷却温度下再生产物中CO/CO2的量,如图9所示。

由图9可见,随着冷却温度的降低,再生产物中CO2的量先增加后减少,CO的量则是逐渐减少,这就使得CO在COx中所占比重逐渐变小,当冷却温度为20℃时,再生产物COx中CO所占比重仅为20.3%,约为冷却温度80℃时的4/7倍,见表1。

再生过程中去除的积炭质量随冷却温度的变化如图10所示。由图10可见,当冷却温度范围为80~40℃时,去除积炭质量随着冷却温度的降低而增加。这是因为随着冷却温度的降低EGR冷却器的积炭加载量逐渐增多[16],而NTP活性气体一直以恒定的流量供给,则被氧化去除的积炭就越多。当冷却温度为20℃时,去除积炭质量大幅降低。而冷却温度为20℃时加载积炭的EGR冷却器已被完全再生,由此可以推断冷却温度为20℃时EGR冷却器所加载的积炭量较少,原因是此时部分碳烟被凝结吸附成了较大颗粒并随气流流出,而非在壁面沉积。

3 结论

(1)EGR冷却器在75%负荷工况、冷却温度为20℃时所加载的积炭量较少,积炭中SOF的反应活性较高,DS的氧化活性不高,但DS的起燃温度较低。

(2)积炭中SOF的反应活性随着冷却温度的降低而逐渐升高,DS的氧化活性则随着冷却温度的降低而降低。

(3)随着冷却温度的降低,再生过程中去除的积炭质量以及生成的CO2量逐渐增加,并在40℃时发生突降;CO的量则随着冷却温度的降低而逐渐减少。

蒸发冷却器出口温度自动控制 篇2

1 工艺过程及主要设备

在转炉吹氧过程中,转炉烟气经汽化冷却烟道冷却, 冷却后烟气温度为800～1 000 ℃。烟气进入蒸发冷却器后,系统根据转炉烟气的含热量精确控制喷水量,用蒸汽将水完全雾化,使烟气冷却至200 ℃左右,此时,约有50%的粗粉尘沉降并通过链式输灰机、灰斗等装置送至灰仓,冷却后烟气进入圆筒型电除尘器,再经电除尘器处理后,烟气含尘量在10 mg/m3以下。如果蒸发冷却器出口烟气温度高于350 ℃,将不允许转炉烟气进入电除尘器,转炉就不能正常生产,如果蒸发冷却器出口烟气温度低于150 ℃,粗粉尘在沉降过程中会变湿,不仅产生稀泥,而且影响电除尘器的正常使用。所以蒸发冷却器温度自动控制系统是干法除尘系统的核心控制部分,它不仅关系到除尘效果与煤气回收率,而且关系到转炉的正常生产。

系统主要构成及简要流程如图1所示。根据工艺对象的特点,构成串级控制系统,串级控制系统方块图如图2所示,它有两个闭环系统:副环为流量自稳定系统,主环为温度控制系统。

2 控制原理及控制算法

蒸发冷却器出口温度控制功能如图3所示。

2.1 高选或断偶选择控制模块功能

当蒸发冷却器入口或出口的两支热电偶均正常时,自动选择高的温度值用于控制,当蒸发冷却器入口或出口的一支热电偶发生断偶故障时,自动选择好的热电偶测得的温度值用于温度控制,以保证转炉正常生产。

T1—蒸发冷却器入口温度1测量仪;T2—蒸发冷却器入口温度2测量仪;T3—蒸发冷却器出口温度1测量仪;T4—蒸发冷却器出口温度2测量仪;FV1—冷却水切断阀;FV2—蒸汽切断阀;FT— 冷却水电磁流量计;FCV— 冷却水流量调节阀

2.2 优化系数的设定

K1,K2系数的作用是把温度控制器的输出限定在一定的合理范围,温度控制器的输出在0～100%之间,该输出的变化反映了蒸发冷却器出口温度实时变化趋势。如果设定K1=0.75,K2=0.5,那么温度控制器的输出就限定在50%～125%之间,通过K1,K2修定后的温度PI控制器值的输出变化不仅能反映蒸发冷却器出口温度实时变化趋势,而且在同一种工况下,下一级流量控制器的流量设定值的变化范围就被限定在1～2.5倍之间;如果不经过K1,K2系数的处理,下一级PI控制器的流量设定值的变化范围将很大,喷水流量的控制品质就较差,喷水流量的控制品质将直接影响温度自动控制系统。本控制系统中的K3是喷水流量设定值的转换因数,其实际意义是将转炉煤气的热值转换为喷水流量设定值的关键因数。可以结合现场调试情况对该系数进行修正。以达到更佳的控制效果。

K1,K2—优化系数;K3—喷水流量设定值优化系数;T1～ T4—T1～T4测量仪的温度

2.3 控制器的运算速度设定

串级控制系统的控制器的运算速度对被控对象的控制品质的影响也较大,通过K1,K2系数的优化,温度控制器的运算速度可以设定较快,以提高温度控制的响应速度。流量控制器的运算速度可以设定较慢,以利于温度控制的稳定。

2.4 过程控制特点

蒸发冷却器温度控制系统属于典型的间歇式串级温度自动控制系统,其核心是吹氧过程的转炉烟气温度自动控制。当转炉氧气顶吹开始时,蒸发冷却器的蒸汽切断阀自动打开,当蒸发冷却器的入口温度高于设定温度时,蒸发冷却器的喷水切断阀自动打开;在流量控制器的初时开度下(50%)喷水20 s,稳定喷水20 s后,FIC控制器启动比例、积分控制;经过一个控制周期后,TIC控制器启动比例、积分控制。当转炉氧气顶吹结束并且蒸发冷却器的出口温度低于设定温度时,蒸发冷却器的喷水切断阀自动关闭,FIC控制器钝化,FIC控制器的输出保持在50%。蒸发冷却器的喷水切断阀关闭30 s后自动关闭蒸发冷却器的蒸汽切断阀。

3 应用效果

冷却温度 篇3

关键词：数据中心,露点蒸发冷却,温度分布,CFD

根据能源研究所的统计, 至2014-03, 全国大约1/3的省市投资约2 700亿元来规划建设数据中心。随着电子计算机科学技术的发展和高密度散热通信机房的建设, 电子计算机房空调系统及设备的设计与开发已成为暖通设计工作者所考虑的问题。

1 露点间接蒸发冷却空调系统

选取的机房采用露点间接蒸发冷却空调系统。露点式间接蒸发冷却机组放置于室外, 仅向机房内通入机组制得的一次空气。这样就避免了精密空调放于室内漏水的风险, 安全、可靠。机房内为架空地板, 一次空气送入机房架空地板内, 送风通过地板上的穿孔进入面对面布置的机柜内部。而机柜又有一定的通孔率, 将两排机柜面对面布置于有地板穿孔的通道, 送风被吸入机柜中。而热空气将被排出到没有地板穿孔的热通道中, 再由天花板顶上的风机将热空气排出。机柜以面对面、背对背的形式布置, 形成冷、热通道相间隔的状态, 可减少局部热点的形成, 并且为防止机房内部分送风不经过机柜内部而直接通过排风口排出或因混风问题而降低出风温度, 所以将冷通道用绝热或传热系数较小的材料封闭, 做到冷热通道隔离, 从而达到服务器内部冷却的效果, 减少能源消耗。

2 数据中心气流组织模拟分析

该数据中心尺寸为x=6.9 m (长) , y=12.4 m (宽) , z=3.5 m (高) 。将开孔率为25%的送风地砖简化为尺寸是0.36 m×0.36 m的送风口, 布置在冷通道内;回风口尺寸0.7 m×0.7 m, 设在热通道内;数据中心服务器机柜的简化模型每排有7个, 共4排 (高热流密度热源) , 每排尺寸4.9 m×1 m×0.3 m。

为了使实际问题可以用数值方法模拟, 并且保证模拟的可靠性和可行性, 需对以上物理模型进行简化:①机房内服务器机架等设备的使用根据具体要求, 有不同的使用情况, 但变动不大, 按机架热流密度不发生变化考虑。②机房内部有各种发热量少且不集中的设备, 仅在较有限的时间段内使用, 不将其作为热源处理。③架空地板内走线复杂, 各个数据中心各不相同, 在此空间内的送风气流情况不作考虑。④机房窗墙面积比较小, 将窗户作为墙壁处理, 均视为绝热。⑤机房管理人员数量很少, 维护时间固定, 其散热与灯光一起相对于服务器的散热可忽略。⑥送风通过穿孔地板送入室内, 由于地板送风口形状只在出风口处对气流组织形式有一定影响, 可以将穿孔地板送风面积换算成矩形送风口。⑦由于机柜是紧挨着布置的, 在建立模型时, 在横向上可以将同一排的7个机柜看作一个整体, 而服务器本身又有一定的穿孔率。模拟时, 可以将机柜上的服务器看作是书放在书架上, 上下每排之间气流可以通过服务器之间的空隙穿过。

3 数值模拟过程

3.1 网格的划分

模拟使用的Fluent软件是在各种工程上又很广泛应用的CFD软件, 它可以对流动的物理问题的具体特点, 选取SIMPLER的算法。采用Gambit软件建立几何模型进行网格划分, 网格划分数目为286万个。网格划分尺寸为0.1 m。

3.2 模拟计算结果分析

在Fluent中对该模型进行计算。迭代计算进行到700步左右之后各项残差基本满足收敛条件。送风温度较一般舒适性空调送风温度高, 防止结露;送风速度为5.0 m/s, 以保证送风量要求。

由于送风速度较高, 气流很可能流经服务器表面而直接从机房上部排风口排出, 起不到对发热面的冷却作用。因此, 在冷通道上部及前后, 都加了传热系数很小的挡风板, 形成封闭的冷通道。

为了便于机房内部温度分布比较, 选取截面Z=-0.25 m、Z=-0.75 m、Z=-1.25 m (此3处截面为散热壁面表面) 处作为分析面, 分析室内服务器散热面的温度场分布状况。

从温度分布可以看出, 服务器表面温度未超过50℃, 达到稳态时, 没有出现局部高温, 说明冷通道封闭下送上回形式, 能够迅速带走散热面散发的热量, 除热效果良好, 因此散热面的温度升高较低。在截面Z=-0.25 m、Z=-0.75 m的温度分布上, 冷通道侧的温度相对于热通道侧的低, 而截面Z=-1.25 m的温度分布上, 冷通道侧的温度相对于热通道侧的高, 是因为越靠近送风口处, 送风速度越大, 发热壁面在冷通道内与冷风来不及进行充分的热交换, 散热效果不如上层好。总的来说, 露点间接蒸发冷却对数据中心具有显著的冷却效果, 同时该冷却方式也具有更深的研究价值和发展前景。

4 结论

分析数据中心气流组织的特点和合理的气流组织, 并由所选用的数据中心对象的实际情况选用地板送风上部回风的气流组织形式, 机柜以面对面、背对背的形式布置, 形成冷、热通道相间隔的状态, 对其边界条件、初始条件进行简化, 建立了数据中心物理及数学模型, 用Fluent模拟软件对温度场进行了模拟, 得出了温度场分布, 为房间内空调的安装和选型提供理论基础。

参考文献

[1]王福军.计算流体动力学分析[M].北京:清华大学出版社, 2011.

[2]钟志鲲.通信机房的气流组织[J].邮电设计技术, 2012 (9) .

高速线材的轧后冷却温度场分析 篇4

在高速线材生产中, Stelmor控冷技术得到了广泛的应用, 是各种控冷方法中技术较为稳妥可靠的一种控制冷却工艺[1]。目前, 控轧-控冷相结合的TMCP技术在我国钢铁行业中得到了大力推广应用。对于高速线材而言, TMCP技术的关键之一就是轧后冷却强度的控制, 尤其是对强制水冷段及风冷线相变段冷却强度的控制。国内某厂的Stelmor风冷线为延迟型, 风冷冷速最高一般不超过10℃/s。为提高风冷段冷却强度, 在风冷前段增加喷雾冷却装置, 从而采用喷雾冷却方式重点对搭接处从上部进行强冷, 再配合下部风冷, 以达到均匀冷却和加速冷却的目的[2]。这样, 改进后的Stelmor控冷工艺包括快速水冷区、恢复区、喷雾冷却区、强制风冷区、缓冷空冷区, 其工艺简图如图1所示。热轧钢材的轧后温度场, 与轧件内部微观组织结构的变化有着密切的关系, 决定了钢材内在组织及表面氧化铁皮数量, 直接影响到最终的力学性能和表面质量[3]。本文根据传热学原理, 对改进的Stelmor控冷工艺进行传热分析, 进而模拟出高速线材的轧后温度场。这对于分析其微观组织的演变及制定相应的冷却策略具有十分重要的意义。

①—空冷区, ②—水冷区, ③—恢复区, ④—喷雾冷却区, ⑤—强制风冷区

1Stelmor冷却线的数学模型

1.1水冷段数学模型

由于高速线材是长柱体, 可忽略其长度方向的温度变化, 用圆柱坐标系分析, 由Fourier 导热方程[1,4,5]得:

$\lambda \left(\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial r{}^2}+\frac{1}{r}\frac{\partial {\rm T}}{\partial r}\right)=\rho C{}_p\frac{\partial {\rm T}}{\partial t}$ (1)

式 (1) 中, ρ为高速线材密度, Cp为高速线材定压比热容, λ为高速线材的热导率。

1.1.1 初始条件和边界条件

(1) 入1#水箱前

初始条件:r=r, t=0:T=Ti (2)

边界条件:

$\{\begin{array}{l}r=0,t=t:\frac{\partial {\rm T}}{\partial r}=0\\ r=R,t=t:-\lambda \frac{\partial {\rm T}}{\partial r}=h\left({\rm T}{}_s-{\rm T}{}_a\right)\end{array}(3)$

(2) 水箱内及恢复段

初始条件:r=r, t=t*:${\rm T}=f\left(r,t{}^{*}\right)(4)$

边界条件:

$\{\begin{array}{l}r=0,t=t:\frac{\partial {\rm T}}{\partial r}=0\\ r=R,t=t:-\lambda \frac{\partial {\rm T}}{\partial r}=h\left({\rm T}{}_s-{\rm T}{}_w\right)\end{array}(5)$

式中, Ti为高速线材初始温度, T为高速线材温度, Ta为空气温度, Ts为高速线材表面温度, Tw为冷却水温度;t为时间, t*是在水箱内轧件停留时间;h为传热系数, σ为波尔兹曼常数; ε为高速线材表面辐射率。

1.1.2 传热系数的确定

总传热系数h为辐射传热系数hr 与对流传热系数hc 之和:

h=hr+hc (6)

辐射传热系数hr为[6,7,8]

$h{}_r=4.533\frac{\left[\left(\frac{{\rm T}{}_s+273}{100}\right){}^4-\left(\frac{{\rm T}{}_w+273}{100}\right){}^4\right]}{\left({\rm T}{}_s-{\rm T}{}_w\right)}(7)$

空冷区:$h{}_c=\frac{\lambda {}_0}{D}{\rm N}u(8)$

式 (8) 中λ0为介质传热系数; Nu 为Nusselt 数;D为高速线材直径。

${\rm N}u=C\left(G{}_r{\rm P}{}_r\right){}^n(9)$

式 (9) 中, Gr为Grashof 数, Pr 为Prandtl 数, C, n为常数。

水箱内:hc=1.57W0.55 (1-0.007 5Tw) (10)

式 (10) 中, W为水流密度。

恢复段:$h{}_c=0.62\left[\frac{{{\rm H}}^{\prime }{}_v\rho {}_{v}g\left(\rho {}_1-\rho {}_v\right)\lambda {}^3}{\left({\rm T}{}_s-{\rm T}{}_{sat}\right)\mu D}\right]{}^{\frac{1}{4}}(11)$

式 (11) 中, g 为重力加速度; ρ1为水的密度; ρv为蒸汽密度; μ为黏度系数; D为高速线材直径, H′v与水蒸汽热量Hv 有关

${{\rm H}}^{\prime }{}_v={\rm H}{}_v\left[1+0.4C{}_p\frac{\left({\rm T}{}_s-{\rm T}{}_{sat}\right)}{{\rm H}{}_v}\right]{}^2(12)$

式 (12) 中: Cp 为材料定压比热容, Tsat为蒸汽饱和温度。

1.2风冷线上数学模型

高速线材在运输机上的运输速度应足够大, 使得沿轴向冷却可忽略不计。高速线材内热量流动可假设高速线材横断面同心圆上温度均匀。高速线材的温度是随时间变化的非稳态问题, 其传热方程同式 (1) , 这里将相变过程的相变潜热忽略。

1.2.1 初始条件和边界条件

(1) 吐丝空冷区

初始条件, 边界条件分别同式 (4) , 式 (3) 。

(2) 喷雾冷却区[9]

初始条件, 边界条件分别同式 (4) , 式 (5) 。

(3) 强制风冷区

初始条件, 边界条件分别同式 (4) , 式 (3) 。

1.2.2 传热系数的确定

总传热系数h仍为辐射传热系数hr 与对流传热系数hc 之和, 同式 (6) 。

喷雾冷却区:由于喷雾冷却汽液两相传热过程比较复杂, 这里根据具体工艺参数, 用温度场反算确定其平均表明传热系数hc。

强制风冷区:${\rm N}u=0.5R{}_{e{}_f}^{0.5}{\rm P}{}_{r{}_f}^{0.38}\left(\frac{{\rm P}{}_{r{}_f}}{{\rm P}{}_{r{}_s}}\right){}^{0.25}(13)$

式 (13) 中, Rrf表示温度为$\frac{({\rm T}{}_s+{\rm T}{}_a)}{2}$的Nussalt 数, Prf表示空气与钢之间温度为$\frac{({\rm T}{}_s+{\rm T}{}_a)}{2}$气膜的Pr 值, Prs表示钢温为Ts的Pr值。

自然对流区:同式 (7) —式 (9) 。

方程 (1) —方程 (13) 组成了改进型斯太尔摩冷却过程的基本数学模型。

2温度场的数值模拟与结果分析

2.1有限元分析模型

考虑其对称性, 取高速线材的1/4圆断面进行分析, 采用PLANE55单元划分网格, 划分单元网格如图2所示。

2.2工艺条件

产品规格D=8 mm, 单线轧制, 终轧速度为37.3 m/s。精轧出口轧件温度设定900 ℃;风冷运输机速度: (25—28) m/min, 风机开启情况:1号—7号100%全开;冷却水箱的冷却水压为 (0.6—0.8) MPa, (1—3) 号水箱的水量分别是73, 73, 47 m3/h。

2.3模拟值与实测值比较

在ANSYS环境下, 编制相应的命令流, 对高速线材冷却过程逐段计算, 得到各阶段的温度场。为验证所建模型的有效性, 将预测值与测温仪的实测值进行比较, 如表1所示。可以看出, 模拟结果与实测值吻合较好。

2.4温度场的计算结果及分析

沿模型径向由内向外依次取心部、1/3、2/3及边部4个典型节点, 作为节点所在表层的温度场, 如图3, 图4所示。

(a) —吐丝空冷段, (b) —喷零冷却段, (c) —强制风冷段

由图3可看出, 水冷段温度梯度最大, 心部与表面温差可达 (150～200) ℃左右, 该段高速线材的温度回升——“返红”现象也最强烈。而该温差在吐丝空冷区约1 s内就缩小到约10℃, 即吐丝段保证了足够的“返红”过程, 这将大大降低水冷段表面、心部温差大的不利影响。在喷雾冷却段, 表面、心部的温差及冷却速度相差不大, 基本上是均匀的, 其表面平均冷却速度约为25 ℃/s, 如图4 (b) 所示。由图4 (c) 知, 在强制风冷段, 表面、心部的温差及冷却速度基本一致, 其冷却速度缓慢减小, 如第一段平均冷速约为8.6 ℃/s, 第二段平均冷速约为5.8 ℃/s, 风冷段辊道中部温度控制在400 ℃以下。

3结论

1) 采用ANSYS有限元软件对高速线材轧后冷却温度场进行了模拟, 预测结果与测温仪实测值基本符合。

2) 采用喷雾冷却后, 高速线材表面、心部的温差及冷却速度相差不大, 基本上是均匀的。

摘要：针对国内某厂风冷区前段增加喷雾冷却装置的Stelmor冷却工艺, 分别对快速水冷段、喷雾冷却段、风冷区建立了数学模型, 用有限元模拟软件ANSYS模拟了控制冷却时Φ8mm高速线材的温度场。模拟结果与现场实测值吻合较好。

关键词：高速线材,传热,温度场

参考文献

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熔炼炉冷却水温度总线监控系统 篇5

关键词：Profibus-DP,现场总线,诊断功能,IBIL,电源配置

Profibus-DP用于现场设备级的高速数据传送,主站周期地读取从站的输入信息并周期地向从站发送输出信息。总线循环时间必须要比主站(PLC)程序循环时间短。除周期性用户数据传输外,Profibus-DP还提供智能化设备所需的非周期性通信以进行组态、诊断和报警处理。

1 工程概述

某铜业公司炉体温度测量系统改造项目中,需对现场853点温度信号进行采集。为减少现场布线工作量、维护工作量及缩短项目施工周期,拟采用Profibus-DP总线这种价格较为适中、通信速率完全满足需求的方式收集各个测点温度信号,交予上位机(后台)进行处理(显示、上下限报警、记录等)。

2 数据量统计与系统设计

Profibus-DP主从站数据交换如图1所示。根据现场测温点数量及位置布局要求,每个从站可接入64个模拟量点,符合DP总线通信速率要求。现场总线初步设计29个菲尼克斯电气BK耦合器从站模块。现场共配备225个4点RTD模块。

从EN 50170 V.2获得,DP循环时间:

波特率按187.5 KBaud计算时,T2=TMC×位时间1000=87029×5.33÷1000=464ms;波特率按1.5 MBaud计算时,T2=TMC×位时间/1000=87029×0.667÷1000=58ms。

采用西门子6ES7 317控制器作为数据采集及处理主站,将相关数据送至上位机监控,采集现场各分站数据。根据现场853个测温点布局,灵活设置从站。每个从站最大字节数为244,每个模拟量占2个字节。每个从站均通过GSD文件被系统识别通信。考虑到炉体现场温度点环绕整个炉体,采用菲尼克斯电气专业网络通信分支技术,将传统DP总线线形连接结构转成星型连接结构,不改变整个网络系统软件逻辑结构,有效地解决现场布线及提供网络安全性。DP网络结构系统图如图2所示。

方案以PHOENIX的FLM BK PB M12和FLM TEMP 4 RTD M12构成分站。FLM系列的Profibus-DP耦合器与PLC采用Profibus-DP现场总线通信协议,通信速率依据总线主站设置自适应,自动识别并适应主站的通信速率,实现无缝集成。FLM TEMP 4 RTD M12与FLM BK PB M12之间采用内部总线(即IN-TERBUS)传输,可通过过程数据和PCP协议两种方式进行模块参数配置和数据读取。此工程以过程数据来实现,过程数据字的顺序如图3所示。

输出字1(控制字)如表1所示。

输出字2到输出字5(配置):

控制字为40xxhex时,为相应的通道通过输出字2到输出字5设置参数。

输入字1(状态字):

EB为错误位。EB=0,无错误;EB=1,有错误产生。镜像命令码:从控制字命令代码镜像,且最高位是抑制。

然后,便可以在上位机通过读或写“过程参数(过程映像值)”,很方便地读到硬件信息,或对硬件进行更改和设置。

菲尼克斯电气提供的FLM系列总线产品具有极强的总线开放性、应用灵活性,采用模块化的安装方式,不仅大大节约设备的成本,也节省了大量的安装时间。FLM系列总线模块具有强大的诊断功能,能保证在单个通道或者传感器电源发生短路时,不会影响该模块上其他通道或传感器的正常工作,并显示故障通道和故障原因。

3 DP网络故障诊断

在程序OB1、OB82、OB86中调用FB125功能块,参数描述:

为FB125分配一背景数据块DB41,用于存贮诊断数据。不能通过写访问修改背景数据块。用户可以从背景数据块中读取和评估下列数据:字节932到1175:当前受影响的从站和所显示从站的标准诊断数据;字节1176到1191:已组态的从站用作位寄存器;字节1192到1207:现有的(可访问的)从站用作位寄存器;字节1208到1223:有故障的(不可访问的)从站用作位寄存器;字节1224到1239:有故障的从站用作位寄存器;字节1240到1255:受影响的(有故障的或者出错的)从站用作位寄存器;字节1256到1271:受影响的从站存储在位寄存器内,直到CPU重启或块重设;字节1272到1397:每个从站的诊断编号。

FlM TEMP 4 RTD模块可以设置IB IL格式或S7格式,这里设置为IB IL格式。分布数字模拟量输入输出模块总线诊断数据除了提供标准总线诊断信息外,按照提供PDU状态诊断信息格式设置,还可以处理更准确的总线从站内部诊断信息。PDU状态诊断信息数据块如表2所示。

4 电源配置

PHOENIX提供的总线模块工作电压为24VDC,电压在18～30VDC范围内波动可正常工作。在一个模块中模块逻辑电源(UL)、传感器电源(US)及执行器电源(UA)分别独立供电,可保证系统工作不受负载状况的影响,大大地提高了系统工作的安全性和可靠性。

本系统采用单电源中心连接给总线供电,UL和Us使用一个电源供电接口,故总电流应为两者之和。查样本手册,可知一个BK PB模块,每个模块工作电流为700mA(UL消耗100mA,Us消耗600mA)。

电源线衰减计算:

(1)线路长度=电阻值×横截面/电阻率。

(2)线路允许的电压降。IP67模块供电电压范围为18～30VDC,输入点高电平的最小动作电压为11V,采用24V直流电源为模块供电,允许的电压差为24-18=6V。

(3)导线的电阻=线路允许的电压降÷线路最大电流。

如果为某台要求工作电压18V、工作最大电流为700mA的模块供电,可用1台24V直流电源进行远端供电,采用2×1.5mm2的铜导线进行供电传输,导线的电阻=(24-18)÷0.7=8.5Ω,所以,允许的电源导线最大长度=8.5×1.5/0.01851=688m。由于导线为双股,所以如果采用2×1.5的铜线,长度应小于688m/2=344m。

(4)线路最大电流=设备工作电流×设备个数。如果采用两块BK PB模块,则电源线长度应小于172m,以此类推。

实际采用1个220VAC/220VAC的配电箱和4个220VAC/24VDC的配电箱给所有的模块配电。

5 其他注意事项

选型要有针对性,针对烟尘、有水喷溅恶劣的现场环境,选择IP67防护等级模块;现场环境温度较高,要求传输线缆具有耐高温性能,故选择菲尼克斯电气耐高温线缆,工作温度可达105℃。

不应对屏蔽层接插针,避免猪尾巴效应;屏蔽线层到接地排尽量短,可以将线缆绝缘层环剥露出屏蔽网,用钢卡子压至接地铜排上。除了电缆的端点之外,屏蔽层有条件应多点接地。通信设备要做等电位连接。

总线系统信号在传输中会出现衰减,根据Profibus-DP不同传输速率下的各种传输距离和从站数量(一个网段上小于32个),可采用中继器增加节点数目,尾部的终端电阻一定要挂上,消除在DP电缆中的信号反射。

参考文献

[1]陶汝云.菲尼克斯电气PROFIBUS-DP总线从站自诊断功能在切丝机中开发应用[J].烟草科技,2005,(12)

考虑水管冷却的混凝土温度场的分析 篇6

1.1 理论解方面

美国垦务局、朱伯芳和一些前苏联学者分别采用分离变量法和拉氏变换法,把水冷却边界当作第一类边界,求得无(有)热源平面问题的理论解答和空间问题的近似解答。但是这些解答都没有考虑浇筑层面的散热作用,与实际情况相差很远,不能反映混凝土内部温度变化的真实过程。因此,采用经典的数学分析方法目前尚无法求得冷却水管问题严格意义上的理论解。

1.2 数值解法方面

一般把水冷却边界当作第一类边界,采用有限元分析方法,从混凝土平面温度场出发得到空间温度场的近似解。朱伯芳把冷却水管看作负热源,建立了混凝土的等效热传导方程,可在平均意义上考虑水管冷却效果,得到近似温度场。刘勇军提出了冷却水管仿真计算的自生自灭单元法,此外,还有一些近似解法。

综上所述,冷却水管问题尚无法求得其理论解。而目前所采用的近似解法、有限元、杂交元等数值解法,通常都作了相应的近似和简化处理。因此,上述方法的结果都具有较大的近似性,不能精确反映混凝土体的真实温度场。

2 水管冷却问题的等效算法

2.1 坝体二期冷却的计算

采用非金属冷却水管,水管的边界条件为:当r=r0时,T=0;当r=c时,T=Tc,在r=c表面上,水管径向热流量为:

$q=-\frac{\lambda {}_2{\rm T}{}_c}{c\text{l}\text{n}(c/r{}_0)}=-k{\rm T}{}_c$ (1)

其中,λ2为水管的导热系数。

由式(1)计算的q必须等于混凝土内表面的热流量-λ[∂T/∂r]r=c。因此,混凝土柱体的边界条件为:当τ=0时,T=T0;当τ>0,r=c时,$-\lambda \frac{\partial {\rm T}}{\partial r}+k{\rm T}=0$;当τ<0,r=b时,$\frac{\partial {\rm T}}{\partial r}=0$。

热传导方程为:

$\frac{\partial {\rm T}}{\partial \tau }=\alpha \left(\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial r{}^2}+\frac{\partial {\rm T}}{r\partial r}\right)$ (2)

其中,λ为混凝土导热系数;T0为混凝土初温;α为混凝土导温系数。

采用拉普拉斯变换得到式(1),式(2)的解为:

${\rm T}={\rm T}{}_0{\displaystyle \sum _{n=1}^{\infty }\frac{2\text{e}{}^{-\alpha \alpha {}_n^2}\tau }{\alpha {}_{n}b}}\times \frac{J{}_1(\alpha {}_{n}c)Y{}_0(\alpha {}_{n}r)-Y{}_1(\alpha {}_{n}b)J{}_0(\alpha {}_{n}r)}{R(\alpha {}_{n}b)}(3)$

$\begin{array}{l}R(\alpha {}_{n}b)=-\frac{\lambda }{kb}\alpha {}_{n}b\left\{\frac{c}{b}[J{}_1(\alpha {}_{n}b)Y{}_0(\alpha {}_{n}c)-J{}_0(\alpha {}_{n}c)Y{}_1(\alpha {}_{n}b)]+[J{}_0(\alpha {}_{n}b)Y{}_1(\alpha {}_{n}c)-J{}_1(\alpha {}_{n}c)Y{}_0(\alpha {}_{n}b)]\right\}+\\ \frac{c}{b}[J{}_1(\alpha {}_{n}b)Y{}_1(\alpha {}_{n}c)-J{}_1(\alpha {}_{n}c)Y{}_1(\alpha {}_{n}b)]+[J{}_0(\alpha {}_{n}c)Y{}_0(\alpha {}_{n}b)-J{}_0(\alpha {}_{n}b)Y{}_0(\alpha {}_{n}c)](4)\end{array}$

其中,αnb是下列特征方程(5)的根:

$\begin{array}{l}-\frac{\lambda }{k}\alpha {}_n[J{}_1(\alpha {}_{n}c)Y{}_1(\alpha {}_{n}b)-J{}_1(\alpha {}_{n}b)Y{}_1(\alpha {}_{n}c)]+\\ [J{}_1(\alpha {}_{n}b)Y{}_0(\alpha {}_{n}c)-J{}_0(\alpha {}_{n}c)Y{}_1(\alpha {}_{n}b)]=0(5)\end{array}$

其中,J0为零阶第一类贝赛尔函数;J1为一阶第一类贝赛尔函数;Y0为零阶第二类贝赛尔函数;Y1为一阶第二类贝赛尔函数。

平均温度为:

${\rm T}{}_m={\rm T}{}_0{\displaystyle \sum _{n=1}^{\infty }{\rm H}}{}_n\text{e}{}^{-\alpha {}_n^{2}b{}^2\alpha \tau /b{}^2}$ (6)

${\rm H}{}_n=\frac{4bc}{b{}^2-c{}^2}\frac{Y{}_1(\alpha {}_{n}b)J{}_1(\alpha {}_{n}c)-J{}_1(\alpha {}_{n}b)Y{}_1(\alpha {}_{n}c)}{\alpha {}_n^{2}b{}^{2}R(\alpha {}_{n}b)}$ (7)

式(6)收敛极快,实际计算时只需取第一项已足够准确,误差在1.2%以下,而且H1≈1.00,故实际上可按式(8)计算平均温度:

Tm=T0e-α21ατ (8)

2.2 坝体一期冷却计算

在时间dτ内的绝热温升为dθ,相当于此时产生了初始温差dθ,由于水管的散热,按式(8)得到时间t的剩余温度为:

dTm=e-α21α(t-τ)dθ (9)

自0到t积分,得到一期冷却的平均温度如下:

${\rm T}{}_m={\displaystyle {\int }_0^t\text{e}}{}^{-\alpha {}_1^2\alpha (t-\tau )}\frac{\partial \theta }{\partial \tau }\text{d}\tau$ (10)

设混凝土绝热温升为:

θ(τ)=θ0(1-e-βτ) (11)

代入式(10),得到一期冷却中平均温度如下:

${\rm T}{}_m=\frac{\beta \theta {}_0}{\beta -a\alpha {}_1^2}(\text{e}{}^{-a\alpha {}_1^{2}t}-\text{e}{}^{-\beta \tau })$ (12)

2.3 有热源的水管冷却问题

考虑有热源混凝土单根水管的冷却问题。研究冷却水温度Tw等于混凝土初温T0的情况。设冷却柱体的长度为L,直径为D,混凝土绝热温升为θ(τ)。在时间τ的绝热温升增量为Δθ(τ),由于水管冷却,到时间t时,温升为Δθ(τ)ϕ(t-τ)。

混凝土平均温度为:

${\rm T}(t)={\displaystyle {\int }_0^t\text{e}}{}^{-b(t-\tau )}\frac{\partial \theta }{\partial \tau }\text{d}\tau$ (13)

为了用数值方法求出近似解,可以把冷却水管看成负热源,在平均意义上考虑冷却水管作用,由此可得混凝土等效热传导方程如下:

根据朱伯芳提出的等效热传导方程,利用现有的有限元程序就可以很方便地考虑冷却水管和混凝土表面的共同散热作用进行计算,因而具有较大的实用价值。

3 有限单元热流耦合法

3.1 温度场计算仿真模型

在以前的温度场计算中,通水冷却采用的分析方法没能如实反映冷却水管中冷却水与其周围混凝土体对流换热的相互作用,无法再现冷却水管通水冷却时的温度场分布。用热流耦合法分析冷却水管通水冷却效果时,采用热流管单元,将冷却水管中的水流作为一维定常流,考虑了管道水的流动、传热和与其周围混凝土体对流换热的流固耦合问题,以揭示通水冷却的机理。

3.2 温度场计算的基本原理

大体积混凝土的温度函数T(xi,t)满足如下传热微分方程的定解问题:

$\frac{\partial {\rm T}}{\partial t}=\frac{\partial }{\partial x{}_i}\left(a{}_{ij}\frac{\partial {\rm T}}{\partial x{}_j}\right)+\frac{\partial \theta }{\partial t}$ (15)

T=Ts (16)

$\frac{\partial {\rm T}}{\partial n}=-h{}_f({\rm T}{}_f-{\rm T}{}_s)$ (17)

T(xi,0)=T0(xi) (18)

其中,aij为材料的导温系数张量分量;θ为材料的绝热升温;hf为对流换热系数;Tf为物体周围的流体温度;Ts为物体表面的温度。

3.3 温度场仿真计算的步骤

1)计算初始温度场。

2)应用单元的死活功能模拟浇筑过程,对每一浇筑块作处理。

3)进行后处理,提取所需的计算结果。

4 结语

通过对几种考虑冷却水管作用的混凝土温度场计算方法的分析,在用热流耦合法计算水管冷却时,考虑了水温的沿程变化,能真实模拟施工过程中浇筑层通水冷却及降温过程,得到比较精确的结果。

摘要：分析了混凝土水管冷却问题的研究现状,总结了目前混凝土温度场水管冷却的几种算法,就温度场仿真计算原理、步骤等作了研究,从而解决了当前混凝土温度场水管冷却计算精度不足的问题。

关键词：大体积混凝土,水管冷却,温度场,等效热传导方程

参考文献

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[2]朱伯芳.考虑水管冷却效果的混凝土等效热传导方程[J].水利学报,1991(3):32.

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冷却温度 篇7

1 实验系统简介

火灾实验对实验设施要求比较高, 需要的实验费用昂贵, 直接进行大型实验非常困难。因此, 合理地分解问题的难度, 进行小规模的模拟实验是必要的。由于一般情况下罐壁厚度远小于其直径, 因此可将罐壁看作一块平壁。分析研究表明, 罐壁的温度分布是不均匀的, 但可以找到一个区域 (如矩形) , 该区域是高温、均匀的, 以此为研究对象, 分析冷却时温度随时间的变化规律, 评价冷却的效果, 而这些研究的结果, 可以等效地推广到整个值得考虑的其他罐壁区域。为了测量冷却水冲击作用下的高温局部罐壁的温度瞬变特性, 笔者设计并搭建了实验台, 如图1所示。

邻近储罐主要是在火焰的热辐射作用下使罐壁温度升高。考虑邻近罐的固定冷却设施完好, 罐壁在固定设施的作用下冷却, 实验系统中的局部罐壁钢板采用均匀喷洒水的冷却形式。

钢板内热电偶埋置位置处的瞬态温度变化由无纸记录仪进行采集, 具体的热电偶布置如图2所示, 目标接受的辐射热由辐射热通量计测定。

根据热辐射作用下罐壁 (Q235钢板) 的冷却实验结果, 分析邻近罐罐壁在不同冷却水流量及辐射热作用下的温度-时间变化曲线, 以了解辐射热、冷却水流量对冷却效果所产生的影响, 作为邻近罐火灾预防与控制有效手段的分析依据。

实验中采用了三种不同的流量: (1) 1.163 mL/s; (2) 0.582 mL/s; (3) 0.291 mL/s。

2 冷却效果分析

目前, 大部分罐区采用火灾检测感温电缆监控油品早期火灾, 设定报警温度为82 ℃左右, 误差在6%左右,

且罐壁表面达到100 ℃左右时, 其钢强度并没有发生太大的变化。因此, 笔者探讨罐壁在一定辐射热作用下, 温度达到100 ℃左右时的冷却效果。

由于实验条件所限, 不同实验中喷水时罐壁钢板的初始温度不完全相同, 图4中采用了无量纲温度的形式, 见式 (1) 。

Tdimensionless=T/Tinitial (1)

2.1 辐射热对冷却效果的影响

火焰辐射热的大小对罐壁的冷却作用效果影响很大, 实验采用了两个强度不同的辐射热, 如图3所示。

图4为罐壁钢板在不同辐射热作用下不同流量的温度变化情况。

从图4可以看出:在冷却条件下, 辐射热同样对罐壁有作用, 辐射热Ⅰ作用的罐壁比辐射热Ⅱ作用的罐壁温度降低速率稍快。虽然辐射热大小不同对冷却罐壁作用的效果不一样, 但差别不是很大, 这说明冷却水对辐射热的阻隔作用非常强, 热辐射越大, 阻隔的辐射热越多。

图5的温度变化曲线对比了不同辐射热下罐壁钢板各测点的稳定温度。如图5 (a) , 当25 mm厚钢板在流量为1.163 mL/s的水冷却条件下, 辐射Ⅱ作用的钢板的均衡稳定温度为7～10 ℃, 比辐射Ⅰ作用的钢板总体平均稳定温度高出约1.5 ℃。如图5 (b) , 辐射Ⅱ作用的钢板的均衡温度为9～12 ℃, 辐射Ⅰ作用的钢板的均衡温度为8～11 ℃, 辐射Ⅱ作用的钢板稳定温度比辐射Ⅰ作用的钢板总体平均温度高出约1.3 ℃, 这主要是水对热辐射的吸收及散射作用大小不同造成的, 辐射热越大, 水吸收的热辐射水越少, 反射的越多。

2.2 水的流量对冷却效果的影响

通过分析可知, 流量越大, 冷却速率越快。在辐射热的作用下, 同样流量的冷却水条件, 厚罐壁钢板的温度下降的应稍慢些。笔者只考虑在2 ℃左右的室内环境温度下, 不同流量的冷却水对钢板冷却效果的影响, 见图6所示。

从图中可以看出, 流量越大, 冷却速率越快, 三个流量冷却条件下, 同一时刻温度最多相差十几度。无论何种热辐射条件下, 流量为A的冷却水作用的钢板稳定温度比C流量为C的冷却水作用的钢板稳定温度低, 最多

可相差3 ℃, 总体平均稳定温度相差2 ℃。这种差异是由于水的热辐射性能造成的, 流量越大, 壁面水层越厚, 阻隔的热辐射越多。

通过以上的分析可知:在达到冷却要求前提下, 不同大小的冷却水流量的冷却效果差异并不是很大, 合适的冷却水流量对罐壁的冷却作用非常大。在实际的火灾中, 根据实际辐射热大小及冷却需要, 选择更经济有效的供水强度对于火灾的控制是非常重要的。

3 结 论

通过现场观测和数据采集结果分析, 对罐壁冷却的特性有了一定的了解。并得到如下结论:冷却水流量越大, 冷却速率越快;在流量达到冷却要求时, 若继续增加冷却水流量, 罐壁冷却效果并不是很明显;冷却水对辐射热的阻隔作用非常强, 水流量越大, 辐射穿透能力越弱, 平衡温度越低;冷却条件下, 受辐射热影响, 局部罐壁的最终稳定平衡温度高于环境温度。对于类型相同的罐壁表面, 同一供水流量冷却条件下, 辐射热越大, 水的吸收能力越弱, 反射能力越强, 稳定平衡温度越低。

总的来说, 通过罐壁冷却所体现出来的特性, 了解冷却规律, 可定量探求冷却对邻近油罐的作用, 定量分析不同冷却状态下的罐壁冷却效果和冷却所需要的用水量, 为冷却系统设计、油罐火灾控制和扑救提供科学依据和指导性参考。

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