电伴热下极地装备踏步板构件的对流换热影响

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.042

电伴热下极地装备踏步板构件的对流换热影响

韩雪阳¹, 吴琳¹, 刘志兵², 于东玮³, 孔祥逸¹, 张大勇^,¹^,⁴

1.大连理工大学海洋科学与技术学院,辽宁盘锦 124221

2.中国船舶及海洋工程设计研究院,上海 200021

3.大连理工大学运载工程与力学学部,辽宁大连 116023

4.大连理工大学宁波研究院,浙江宁波 315000

Influence of Convection Heat Transfer of Tread Plate in Polar Environment

HAN Xueyang¹, WU Lin¹, LIU Zhibing², YU Dongwei³, KONG Xiangyi¹, ZHANG Dayong^,¹^,⁴

1. College of Marine Science and Technology, Dalian University of Technology, Panjin 124221, Liaoning, China

2. China Shipbuilding and Ocean Engineering Design and Research Institute, Shanghai 200021, China

3. Faculty of Vehicle Engineering and Mechanics, Dalian University of Technology, Dalian 116023, Liaoning, China

4. Ningbo Institute of Dalian University of Technology, Ningbo 315000, Zhejiang, China

通讯作者: 张大勇,教授,博士生导师;E-mail:zhangdy@dlut.edu.cn.

责任编辑: 李博文

收稿日期: 2023-02-10 修回日期: 2023-09-4 接受日期: 2023-09-11

基金资助:

工信部高技术船舶科研项目(CBG2N21-2-2)
中央高校基本科研业务费资助(DUT22QN237)

Received: 2023-02-10 Revised: 2023-09-4 Accepted: 2023-09-11

作者简介 About authors

韩雪阳(1998—),硕士生,从事海洋工程装备防寒设计研究.

摘要

为解决恶劣极地环境引起的海洋装备防寒问题,工程上通常采用电伴热的方式.采用数值模拟和实验的方法,对电伴热踏步板构件在典型极地环境下热平衡的影响因素进行分析.环境要素为风速和温度,风速为0~40 m/s、温度为-40~0 ℃.基于数值仿真和实验测试获得电加热踏步板构件在不同风速及温度下的对流换热系数.结果表明,增大风速和降低温度都会增大踏步板的对流换热系数;风速是影响踏步板换热的主要因素,而温度的影响较小.基于实验数据,参考平板构件对流换热的经典理论,建立电加热踏步板构件的对流换热系数预测模型,并采用数值仿真验证该模型的正确性.

关键词： 极地防寒; 踏步板; 对流换热; 数值模拟; 热平衡

Abstract

To solve the problem of cold protection for marine equipment against cold caused by the harsh polar environment, electrical tracing is commonly used in engineering. In this paper, numerical simulation and experimental methods are used to analyze the influencing factors of thermal balance of electric heat tracing tread plate components in typical polar environment with wind speed ranging from 0 to 40 m/s and temperature ranging from -40 ℃ to 0 ℃. Based on numerical simulation and experimental test, the convective heat transfer coefficient of electric heating tread plate components at different wind speeds and temperatures is obtained. The results show that increasing wind speed and decreasing temperature will increase the convective heat transfer coefficient of the tread plate. Wind speed is the main factor affecting the heat transfer of the tread plate, while temperature has little effect. Finally, based on the experimental data and the classical theory of convective heat transfer of plate components, a prediction model of convective heat transfer coefficient of electric heating tread plate components is established, and the correctness of the model is verified by numerical simulation.

Keywords： polar cold-proof; tread plate; convective heat transfer; numerical simulation; thermal balance

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本文引用格式

韩雪阳, 吴琳, 刘志兵, 于东玮, 孔祥逸, 张大勇. 电伴热下极地装备踏步板构件的对流换热影响[J]. 上海交通大学学报, 2024, 58(11): 1687-1697 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.042

HAN Xueyang, WU Lin, LIU Zhibing, YU Dongwei, KONG Xiangyi, ZHANG Dayong. Influence of Convection Heat Transfer of Tread Plate in Polar Environment[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2024, 58(11): 1687-1697 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.042

随着各国可开采海洋资源的不断减少,极地蕴藏的丰富资源被持续发现,各国逐步加大了对北极资源的勘探和开发力度^[1].极地海洋环境复杂,低温、强风及潮湿等恶劣气候极易导致海洋工程装备上部的设施结冰.极地船舶覆冰会影响船舶结构稳性与功能性,表现为增加船舶质量,改变整体结构应力^[2],造成设备不同程度的损坏,影响其使用性能,甚至会危害到作业人员自身安全^[3].因此,开展极地装备的防寒研究具有重要意义.极地装备上部设施复杂,从结构外形特征上可分为平板类、圆管类等规则构件和不规则类型构件,如带有花纹的踏步板构件.目前,极地装备上部设施各类部件的防寒措施主要采用电伴热方式^[4].

在电伴热加热过程中,因热源与壁面间存在温度差,导致流体各部分密度不同而形成对流运动,该运动属于对流换热的传热方式.电伴热加热方式通常分为恒热流与恒壁温两种,对于不同的加热方式,温差计算也存在差异.恒热流加热方式可实现热量的恒定输入,此过程流体温度与壁面温度持续升高,故其温差为流体温度与壁面温度之差;恒壁温加热方式是通过改变加热量,使壁面的温度保持恒定,此过程壁温不变,流体温度增加,因其局部温差是变化的,故温差数取其平均数.目前,极地海洋工程装备的防除冰普遍使用恒热流的电伴热加热方式^[5].

目前,极地环境下的海洋工程装备关于防除冰的设计大多参考船级社的相关规范,未充分考虑船舶航行时外部环境的变化对加热量的影响,导致建议的加热功率过大,造成一定的能耗浪费^[6-7].低温环境下,各环境因素对构件的加热量影响较大^[8].为此,需确定已考虑极地环境因素的对流换热系数预测模型,为极地装备上部设施防寒设计提供依据.相较于平板构件,踏步板表面覆有凸出花纹,换热面积小,在极地环境下对流换热影响因素复杂且换热规律不明确^[9].

踏步板构件因其表面复杂,相关传热的研究尚有匮乏.Zontul等^[10]对具有矩形凹槽顶壁和底壁通道中的对流传热和流动特性进行了实验和数值研究,通过上下壁面施加恒定热量的恒热流加热方式进行实验,在雷诺数Re为2×10³~6.5×10³之间,得出壁面平均努塞尔数Nu是直通道的1.9~2.4倍,且凹槽会导致额外的压降;Churchill^[11]得出完全层流与完全湍流状态下Nu与普朗特数Pr的精确公式;Danov等^[12]针对平板间完全湍流对流的状态,得出流体速度、温度分布及摩擦因数和Nu的精确公式;郑卉等^[13] 研究了不同构件截面、不同风向对构件对流换热系数的影响;李烨等^[14]通过实验对水流与模具钢之间的对流换热系数进行研究,分析了流量、热流密度和管道直径对对流换热系数的影响.因极地气候环境恶劣多变,与上述研究选取的气候条件有较大不同,且上述研究的环境影响因素也不全面,所以以极地主要环境因素为变量,进行对流换热系数研究.

结合Fluent数值模拟与室内模型实验,开展踏步板的电伴热加热方式下的对流换热影响研究.实验条件设置温度范围为-40~0 ℃、风速为0~13.9 m/s;仿真条件设置温度范围为-40~0 ℃,风速为 0~40 m/s.进一步研究对流换热系数随温度和风速的变化规律,建立对流换热系数的预测模型,并验证其合理性.

1 对流换热基本原理

受外界气流影响,电伴热加热过程中踏步板表面会形成对流换热流动.根据牛顿冷却公式可知,对流换热系数是热量交换的关键.对流换热系数又称表面传热系数,是反映对流换热快慢的物理量,其大小受限于流体流动起因、流体有无相变、流动状态、物理性质等因素.换热表面的几何形状也是影响对流换热系数的重要因素,踏步构件因其结构复杂,不属于光滑的平板构件,换热规律尚不明确.在踏步与平板对流换热过程中,流体流动皆属于施加外力做功而形成的强制对流.流动状态与Re有关,当平板在Re<5×10⁵时,为层流层,流体微团轨迹没有明显的不规则脉动;当平板在Re≥5×10⁵时,为湍流层,流体间相互掺杂,呈现无规则脉动.实际换热过程中,层流与湍流二者间存在过渡层.此外,踏步构件相较于平板构件,其换热面积因换热表面形状凸起花纹改变而有所增加,其理论值应大于平板构件.

在流体平行流过平板的流动问题中,对流换热系数与Pr和Re相关.局部努塞尔数为

$N u_{x}=h_{x} \frac{l}{\lambda}$

(1)

式中:h_x为局部对流换热系数;l为参数;λ为流体的导热系数.

恒热流加热下,Nu_x与流体流动状态有关,表达式如下:

$N u_{x}=\left\{\begin{array}{ll}0.453 \operatorname{Re}_{x}^{1 / 2} \operatorname{Pr}^{1 / 3}, & R e<5 \times 10^{5} \\0.0308 \operatorname{Re}_{x}^{4 / 5} \mathrm{Pr}^{1 / 3}, & \operatorname{Re} \geqslant 5 \times 10^{5}\end{array}\right.$

(2)

式中:Re_x为局部雷诺数.当Re<5×10⁵时,流体处于完全层流状态,0.5<Pr<1 000;当Re≥5×10⁵时,流体处于完全湍流状态,0.6<Pr<60.

在平板构件长度尺寸大于临界雷诺数时,流动状态相对复杂,会随Re的增长从层流过渡到湍流状态,局部对流换热系数h会随平板前沿距离的变化而变化. 公式如下:

$h=\frac{1}{L}\left(\int_{0}^{x} h_{x, l} \mathrm{~d} x+\int_{x}^{l} h_{x, t} \mathrm{~d} x\right)$

(3)

式中:L为特征长度;h_x_,_l为层流状态下局部对流换热系数; h_x_,_t为湍流状态下局部对流换热系数.由式(1)~(3)可得

$h=0.0385 \frac{\lambda}{l}\left(\operatorname{Re}^{4 / 5}-754.6\right) \operatorname{Pr}^{1 / 3}$

(4)

上述理论中,只考虑部分层流与部分湍流状态下的对流换热系数,由于过渡段的复杂性,所以忽略其影响.此外,踏步板对l和Re的影响需结合数值模拟及试验进行研究.

2 电加热踏步构件对流换热实验

为精准测量踏步构件各种工况下的对流换热系数,在大连理工大学低温实验室搭建了极地环境下踏步构件对流换热实验平台.实验室最低温度可达到-50 ℃,最大风速可达到15 m/s,可以模拟相对稳定且均匀的极地低温环境,基本满足实验要求.实验选用极地船上实际应用的踏步板试件,该试件为带有粗糙花纹的平板,试件长度为60 cm、宽度为30 cm.

2.1 实验原理

通常根据牛顿冷却公式来计算对流换热系数,适用于强制对流与稳定温差的自然对流运动.实验依托于牛顿冷却公式,测定不同环境下踏步构件的对流换热系数.

根据牛顿冷却公式可知,空气横掠圆管损失的热量为

$\Phi=h A\left(t_{\mathrm{w}}-t_{\mathrm{f}}\right)$

(5)

由此可得

$h=\frac{\Phi}{A\left(t_{\mathrm{w}}-t_{\mathrm{f}}\right)}$

(6)

式中: Φ为电加热踏步构件的加热量;A为踏步构件换热面积;t_w、t_f分别为踏步表面的平均温度和空气流体的平均温度.

电伴热加热属于恒热流加热,t_w与 t_f均稳定增长.当t_w稳定时,热对流带走热量与电伴热散失的加热量相同,此时便可计算得到踏步构件对流换热系数.

2.2 实验系统

在低温实验室搭建的极地环境下踏步构件对流换热实验平台如图1所示,主要由供风系统、风道系统、支撑台架和控制系统4部分组成.支撑架台高度为1.5 m,需满足出风口与风道轴线在同一高度的要求,从而避免在风道内产生折射扰动.

图1

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图1 实验平台

1 —变频风机,2—风罩,3—风道,4—实验平板,5—控制箱

Fig.1 Experimental platform

电伴热丝布置于踏步板上表面,选取为200 W功率恒定的24 K硅胶碳纤维发热线,以保证加热效率与稳定性.为减少热量散失带来的误差,对踏步构件进行保温处理,选取厚度为3 cm的发泡丁晴橡胶保温隔热棉铺设于踏步板表面.踏步板加热及保温系统布置如图2所示.

图2

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图2 保温层布置示意图

Fig.2 Layout of insulation layer

踏步构件表面形状复杂,为精确测量,在试件表面均匀布置6个测温点,测点布置如图3所示.风速、风温测点布置在踏步板试件温度测点的上方风道内,实验相关测量仪器如表1所示.

图3

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图3 测点位置布置图

Fig.3 Arrangement of measurement points

表1 实验测量装置

Tab.1 Devices of experimental measurement

实验测量装置	数量/个	测量范围	精度
温度实时采集仪	1	-999~999 ℃	±0.5 ℃
PT100温度传感器	板温×6, 风温×2	-50~300 ℃	±0.1 ℃
NK1000高精度风速仪	1	0.6~60 m/s	1%

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2.3 实验结果分析

共进行24组踏步板板对流换热实验,实验工况及实验结果如表2所示,其中h为实测值.

表2 实验工况及结果

Tab.2 Experimental conditions and results

试验编号	T/℃	v₀/(m·s^-1)	h/ [W·(m²·K)^-1]
1	-4.9	5.3	44.6
2	-4.8	9.5	81.7
3	-5.0	12.5	108.3
4	-9.8	5.0	46.2
5	-10.1	9.2	80.7
6	-10.0	12.9	111.8
7	-14.8	5.2	47.1
8	-15.1	9.2	83.0
9	-14.9	13.0	118.2
10	-20.0	5.4	48.3
11	-19.6	9.7	85.2
12	-19.9	13.1	122.3
13	-25.0	5.4	48.6
14	-26.0	9.7	87.0
15	-25.0	13.3	128.5
16	-29.0	5.2	48.0
17	-30.6	9.3	89.7
18	-30.7	13.3	135.1
19	-35.1	5.8	50.5
20	-34.2	9.8	94.0
21	-34.1	13.3	137.4
22	-39.4	5.5	50.4
23	-39.0	9.6	92.5
24	-38.9	13.9	154.1

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根据不同环境因素,对24组不同工况下得到的实验结果进行分析处理,结果如图4和图5所示.

图4

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图4 对流换热系数受风速影响分析

Fig.4 Analysis of influence of convection heat exchange coefficient on wind speed

图5

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图5 对流换热系数受温度影响分析

Fig.5 Analysis of influence of the convection heat exchange coefficient on temperature

由图4可知,控制温度在一定范围内,风速增大,踏步构件对流换热系数随之增大.温度一定时,当风速在5.2~5.8 m/s之间时,对流换热系数平

均增长80.7%,折线平均斜率为9.57;当风速在9.2~13.9 m/s之间时,对流换热系数平均增大45.9%,折线平均斜率为10.9,因此高风速对踏步构件对流换热系数影响更显著.

由图5可知,控制风速在一定范围内,踏步构件的对流换热系数随温度降低而增大.风速一定时,温度在-30~0 ℃内,踏步板对流换热系数平均增大2.6%,折线平均斜率为-0.52;温度在-40~-30 ℃ 内,踏步板对流换热系数平均增大3.7%,折线平均斜率为-0.9;温度在-40~-30 ℃ 内,对流换热系数变化更显著.

一定温度下,风速每增加约5 m/s,踏步构件对流换热系数也随之增大,平均增幅为63.3%;一定风速下,温度每降低约10 ℃,踏步构件对流换热系数随之增大,但平均增幅仅为2.9%.因此,风速为踏步构件对流换热系数的主要影响因素.

风速在5.2 ~5.8 m/s时,折线平均斜率为-0.15;风速在9.2~9.6 m/s时,折线平均斜率为 -0.36;风速在12.5~13.9 m/s时,折线平均斜率为-1.31.因此,风速越大,对流换热系数随温度变化的影响越明显.在实验过程中存在一定的误差,具体原因如下:

(1) 风道内的风速随距风口的距离变远而逐渐降低,并沿构件长度方向在0.1~0.5 m/s波动,测量取平均值.

(2) 实验室空间较大,导致实验室内温度场存在一定的不均匀性与延后性.

(3) 电伴热保温层虽具有良好的隔热性,但仍有少部分热量损失在空气中,引起计算误差.

(4) 随着使用时间的增加,电伴热的加热功率会少部分减小.

(5) 温度传感器存在一定的测量误差.

3 数值模拟分析

基于ANSYS Fluent有限体积分析软件,采用实验中踏步构件的实际尺寸来构建数值分析模型进行仿真计算.环境条件设置风速范围为0~40 m/s,温度范围为-40~0 ℃.

3.1 模型建立及求解方法

3.1.1 物理模型

踏步板所在的空气流动区域,即风道内区域,长为 2.4 m,宽为700 mm,高为200 mm.实验室测得踏步板实体面积为 300 mm×600 mm,高为10 mm;单个花纹长轴为30 mm,短轴为10 mm,厚度为0.5 mm;花纹间距为50 mm、纵间距为50 mm.花纹每行12个、每列7个.根据以上数据,利用ICEM CFD建立等比例的踏步模型,如图6和图7所示.

图6

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图6 踏步板模型

Fig.6 Model of tread plate

图7

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图7 踏步板对流换热物理模型

Fig.7 Physical model of convective heat transfer of tread plate

3.1.2 控制方程

空气横掠踏步板的对流换热过程是空气与接触的固体表面间的热量交换,其换热过程涉及空气的流动与热能的传递.因此,控制方程应包括3部分:质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程.

三维流动的连续方程

$\frac{\partial ρ}{\partial τ}$ +

$\frac{\partial (ρ u)}{\partial x}$ +

$\frac{\partial (ρ v)}{\partial y}$ +

$\frac{\partial (ρ w)}{\partial z}$ =0

(7)

式中:ρ为密度;τ为时间;u、v、w分别为x、y、z方向的速度分量.

对于常物性、不可压缩流体,其三维动量方程为

$\begin{array}{l}\rho\left(\frac{\partial u}{\partial \tau}+u \frac{\partial u}{\partial x}+v \frac{\partial u}{\partial y}+w \frac{\partial u}{\partial z}\right)= \\F_{x}-\frac{\partial p}{\partial x}+\eta\left(\frac{\partial^{2} u}{\partial x^{2}}+\frac{\partial^{2} u}{\partial y^{2}}+\frac{\partial^{2} u}{\partial z^{2}}\right)\end{array}$

(8)

$\begin{array}{l}\rho\left(\frac{\partial v}{\partial \tau}+u \frac{\partial v}{\partial x}+v \frac{\partial v}{\partial y}+w \frac{\partial v}{\partial z}\right)= \\F_{y}-\frac{\partial p}{\partial z}+\eta\left(\frac{\partial^{2} v}{\partial x^{2}}+\frac{\partial^{2} v}{\partial y^{2}}+\frac{\partial^{2} v}{\partial z^{2}}\right)\end{array}$

(9)

$\begin{array}{l}\rho\left(\frac{\partial w}{\partial \tau}+u \frac{\partial w}{\partial x}+v \frac{\partial w}{\partial y}+w \frac{\partial w}{\partial z}\right)= \\F_{z}-\frac{\partial p}{\partial z}+\eta\left(\frac{\partial^{2} w}{\partial x^{2}}+\frac{\partial^{2} w}{\partial y^{2}}+\frac{\partial^{2} w}{\partial z^{2}}\right)\end{array}$

(10)

式中:F_x、F_y、F_z分别为x、y、z方向的体积力.

流体流通区域内的能量方程,引入焓的概念,可简化为

$\begin{array}{c}\rho c_{p} \frac{\partial T}{\partial \tau}=\lambda\left(\frac{\partial^{2} T}{\partial x^{2}}+\frac{\partial^{2} T}{\partial y^{2}}+\frac{\partial^{2} T}{\partial z^{2}}\right)+ \\\alpha_{v} T \frac{\partial p}{\partial \tau}+\eta \phi\end{array}$

(11)

式中:c_p为定压比热容;α_v为体胀系数;p为压力;ηϕ为能量耗散函数.

3.1.3 湍流模型

踏步板的对流换热涉及到层流段和湍流段,考虑边界层过渡变化的影响,数值模拟选择k-ε湍流模型.标准k-ε模型是基于湍流动能和扩散率而提出的半经验公式,其中k方程是一个准确的方程,ε方程是一个由经验公式推导得到的方程,分别表示为

$\begin{array}{c}\frac{\partial}{\partial t}(\rho k)+\frac{\partial}{\partial x_{i}}\left(\rho k u_{i}\right)=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left[\left(\mu+\frac{\mu_{t}}{\sigma_{k}}\right) \frac{\partial k}{\partial x_{j}}\right]+ \\G_{k}+G_{b}-\rho \varepsilon-Y_{M}+S_{k}\end{array}$

(12)

$\begin{array}{c}\frac{\partial}{\partial t}(\rho \varepsilon)+\frac{\partial}{\partial x_{i}}\left(\rho \varepsilon u_{i}\right)=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left[\left(\mu+\frac{\mu_{t}}{\sigma_{\varepsilon}}\right) \frac{\partial \varepsilon}{\partial x_{j}}\right]+ \\C_{1 \varepsilon} \frac{\varepsilon}{K}\left(G_{k}+C_{3 \varepsilon} G_{b}\right)-C_{2 \varepsilon} \rho \frac{\varepsilon^{2}}{K}+S_{\varepsilon}\end{array}$

(13)

式中:μ为动力黏度;μ_t为湍流黏度;K为湍流动能;G_k表示由层流速度梯度而产生的湍流动能;G_b表示由浮力产生的湍流动能;Y_M是由于在可压缩湍流中过渡的扩散产生的波动;σ_k、σ_ε是k方程和ε方程湍流普朗特数;S_k和S_ε为定义项;C₁_ε~C₃_ε为常量.

3.1.4 边界条件

设置边界条件时,将入口inlet设置为速度入口,入口速度范围设置为5~40 m/s,取梯度为5 m/s;温度为233.15 ~263.15 K,取梯度为10 K;出口outlet设置为压力出口,出口温度设置为实验室室温;设置壁面为无滑移的静止壁面,热边界条件为固定热流密度,即为常值 1 111 W/m².

3.1.5 网格无关性验证

计算域网格的划分采用非结构化网格和结构化网格.计算域分为3部分:主矩形通道、踏步板构件放置矩形通道、踏步板实体.主矩形通道采用六面体结构网格进行划分,踏步板构件放置矩形通道和踏步板实体采用混合网格进行划分.全局最大尺寸为5 μm,最大网格尺寸为 15 μm,网格总数为 592 389,网格划分如图8所示.

图8

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图8 踏步板网格划分

Fig.8 Grid division of tread plate

仿真模拟中共选取4套网格来验证网格无关性,网格总数分别为 290 375、422 892、592 389、749 827.工况条件设置温度为 -20 ℃,风速为5 m/s.4套网格的踏步板表面平均温度如图9所示.由图可知,当网格总数高于 592 389 时,踏步板表面平均温度变化较小.为模拟准确性和节省计算时间,选择的网格数为 592 389,可看作该网格达到网格无关性要求.

图9

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图9 网格无关性验证

Fig.9 Results of grid independency test

3.2 仿真结果分析

分析风速和温度变化对对流换热系数的影响,结果如图10和图11所示.由图10可知,在-40~-10 ℃ 的温度环境下,控制温度不变,对流换热系数随风速增大而增大.在风速为30~40 m/s时,对流换热系数平均增长59.6%,折线平均斜率为7.9,变化趋势明显;在风速为5~30 m/s时,对流换热系数平均增幅17.7%,折线平均斜率为8.45.因此,风速为5~30 m/s时,对流换热系数受风速影响更大,风速每增大5 m/s,对流换热系数平均增长29.2%.

图10

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图10 风速影响仿真结果

Fig.10 Simulation results of influence of wind speed

图11

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图11 温度影响仿真结果

Fig.11 Simulation results of influence of temperature

由图11可知,风速范围为5~40 m/s,保持风速不变,对流换热系数随温度增大而减小,但减幅较小;在风速大于25 m/s时,平均斜率为-3.5;而在5~20 m/s风速下,平均斜率为-1.7.因此风速越高,踏步板构件的对流换热系数受温度影响越大.温度每上升10 ℃,对流换热系数平均减幅为3.2%.

模拟结果表明,踏步构件的对流换热系数随风速变化的平均斜率为8.3,其受温度影响的平均斜率绝对值为2.6,因此,风速为踏步构件对流换热系数的主要影响因素.

3.3 踏步板与平板仿真分析对比

踏步板构件可看作表面带有复杂花纹的平板构件,因此两者的对流换热规律有相似之处.为进一步验证踏步板构件仿真结果准确性,对平板构件对流换热系数随温度和风速变化规律进行数值仿真分析.

3.3.1 平板的力学模型建立

使用ANSYS Fluent有限元数值模拟软件,利用Pro/E软件建立平板三维模型,平板模型面积为300 mm×600 mm,高为10 mm.设置边界条件时考虑到平板对流换热过程边界层中过渡层的影响不可忽视,模型选择κ-ε湍流模型,平板壁面设置为非滑移边界条件,热边界条件设置为固定热流量.

3.3.2 仿真结果对比分析

将踏步板构件仿真结果与平板构件仿真结果进行对比,如图12和图13所示.由图12可知,保持温度一定时,踏步板构件与平板构件的对流换热系数均随风速增大而增大;由图13可知,保持风速一定时,踏步板构件与平板构件的对流换热系数均随温度降低而增大.其中,踏步板构件变化幅度远高于平板构件.由仿真结果可知,两者对流换热系数都随风速增大和温度降低而增大,可验证踏步板构件仿真结果的合理性.

图12

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图12 风速影响下仿真结果比较

Fig.12 Comparison of simulation results under the influence of wind speed

图13

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图13 温度影响下仿真结果比较

Fig.13 Comparison of simulation results under the influence of temperature

3.4 踏步构件对流换热系数预测模型

由实验可知,在温度一定,风速在5.2~5.8 m/s 以内时,踏步板对流换热系数平均增长80.7%,折线平均斜率为9.57;风速在9.2~13.9 m/s以内时,对流换热系数平均增大45.9%,折线平均斜率为10.9.风速一定,温度在-30~0 ℃以内时,踏步板对流换热系数平均增大2.6%,折线平均斜率为-0.52;温度在-40~-30 ℃以内时,踏步板对流换热系数平均增大3.7%,折线平均斜率为-0.9.因此,风速对踏步构件对流换热系数影响效果更显著.

温度在-40~0 ℃以内时,Pr为0.707~0.728,λ为 0.021 2~0.024 0 W/(m·K),变化范围均很小,因此分别取其均值0.718以及 0.022 6 W/(m·K).

通过仿真已证实踏步构件对流换热系数受风速和温度影响规律与平板构件基本相同.理论分析表明,踏步构件的对流换热预测模型可参照于平板构件相关理论公式.踏步构件对流换热系数数学预测模型可表示为

$h=a \frac{\lambda}{l}\left(\operatorname{Re}^{4 / 5}-b\right) \operatorname{Pr}^{1 / 3}, \quad 0.6<\operatorname{Pr}<60$

(14)

式中:a为对流换热系数受风速和温度的影响;b为对流换热系数受临界雷诺数和过渡段的影响.基于式(7),对实验实测数据进行拟合,结果如图14所示,其中,a=0.082, b=4 594,决定系数R²为98%,说明拟合结果较好.

图14

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图14 对流换热系数实测数据拟合

Fig.14 Fitting of measured data of convective heat transfer coefficients

将对流换热预测模型计算结果与实验实测值进行比较,结果如图15所示.由图可知,计算结果与实测值基本接近,最大误差为10.2%,平均误差为4.5%,验证了拟合结果的正确性.

图15

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图15 拟合与实测结果对比

Fig.15 Comparison of fitting and measured results

3.5 对流换热系数预测模型的验证

踏步板对流换热系数预测模型与仿真结果对比如图16所示.当风速小于25 m/s时,预测模型与仿真结果吻合度较好,其平均误差为4.4%,验证了数值仿真模型的准确性;当风速大于等于25 m/s时,拟合的预测模型结果小于仿真结果,两者间的偏差变大,平均误差为7.4%,满足工程要求.由风速影响分析可知,风速对对流换热系数的影响在 30~40 m/s 以内时减弱.踏步板的对流换热系数预测模型在拟合过程中未对不同风速区间的风速影响进行区分,在一定程度上解释了拟合结果在高风速时,预测模型结果与仿真结果偏差增大.由以上分析可知,在风速0~40 m/s以内时,踏步板对流换热系数预测模型可为海洋工程装备的踏步板构件热平衡计算提供参考.

图16

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图16 数值仿真与拟合结果对比

Fig.16 Comparison of numerical simulation and fitting results

4 结论

为探究极地环境下海洋工程装备踏步板构件对流换热系数的影响因素,通过实验与数值仿真两种方式,明确了风速与温度对踏步构件对流换热系数的影响规律;通过在低温实验室搭建的实验平台,测试了温度在-40~0 ℃、风速在0~13.9 m/s内踏步构件对流换热的变化情况;通过Fluent数值模拟软件分析了温度在-40~0 ℃、风速在0~40 m/s 内踏步构件对流换热的变化情况.结果表明:

(1)温度一定时,对流换热系数随风速增大而增大,平均增长17.7%~80.7%.

(2)风速一定时,对流换热系数随温度减小而增大,平均增长2.6%~29.2%.

(3)温度低于-35 ℃ 时,温度对踏步板构件的对流换热系数影响开始增大,但依然小于风速的影响.

(4)风速越大,温度对踏步板构件的对流换热系数影响越大.

通过研究可得出以下结论:①提高风速与降低温度均可增大踏步板构件的对流换热系数;②风速对踏步板构件的对流换热系数影响较大,温度影响较小;③基于实验数据,拟合得到踏步构件对流换热系数预测模型,并通过数值模拟验证预测模型的适用性.本文仅考虑极地环境中的风速和温度对踏步构件对流换热系数的影响进行分析,对如湿度、盐雾等其他环境因素对踏步构件及极地海洋工程装备其他构件的换热规律的影响还需进一步研究分析.

参考文献

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被引期刊影响因子

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朱建钢, 颜其德, 凌晓良.

南极资源及其开发利用前景分析

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