鄭傳祥，陳建陽，蔣建群，林偉岸，陳云敏

低真空度下土工離心機產(chǎn)熱機理試驗研究

鄭傳祥，陳建陽，蔣建群，林偉岸，陳云敏

（浙江大學(xué)，杭州 310058）

為1000以上的大型高速土工離心機提供散熱方案，保證土工離心機的正常工作。通過試驗研究和理論分析相結(jié)合的方法，研究低真空度下高速轉(zhuǎn)子的產(chǎn)熱機理，分析散熱模式。絕對壓力越高，離心室內(nèi)的升溫速度越快。不同真空度下（絕對壓力10000、5000、3000、2000、1000 Pa），離心機驅(qū)動電機的輸入功耗分別為2.17、3.79、5.17、7.66、11.56 kW。超重力高速土工離心機的產(chǎn)熱主要由空氣與高速轉(zhuǎn)子的摩擦引起的第一熱源，由高速旋轉(zhuǎn)空氣與離心艙壁面摩擦產(chǎn)生的第二熱源，還有其他機構(gòu)摩擦、空氣與底部頂部摩擦產(chǎn)生的少量熱源。第一熱源產(chǎn)生的壁面熱量可以通過設(shè)置冷卻夾套快速帶走，離心艙中心產(chǎn)生的第二熱源的熱量可以通過通入適量的冷風(fēng)加以冷卻，還可以通過注入冷卻劑快速蒸發(fā)，利用汽化潛熱進行快速冷卻。

土工離心機；風(fēng)阻功率；低真空度；產(chǎn)熱機理

土工離心機的產(chǎn)熱與散熱研究對離心倉內(nèi)儀器設(shè)備的安全運行十分重要，低加速度下轉(zhuǎn)子及吊籃與空氣摩擦的產(chǎn)熱量并不太大，采用一般冷卻散熱方法可以實現(xiàn)很好的散熱，達到離心艙內(nèi)溫度控制在低于45 ℃的目標(biāo)。隨著離心加速度的增大，或者吊籃負荷的增加，產(chǎn)熱量呈非線性幾何級數(shù)的增加。當(dāng)加速度達到1500的時候，直徑9 m的土工離心機風(fēng)阻功率可以達到10 MW，相當(dāng)于50000 m2建筑所需的制冷量。因此，在這么小的空間內(nèi)要將這么多的熱量散去是一個難題。目前比較有效的解決方法是對離心艙抽真空，以減小風(fēng)阻功率，但是在真空條件下，產(chǎn)熱與傳熱機理與常壓下有所不同，即空氣稀薄不利于熱量傳遞，因此如何將離心艙內(nèi)的熱量在真空條件下傳遞出去是又一個難題。文中將通過實驗對低真空度下的高加速度土工離心機產(chǎn)熱情況進行測試與分析，為對應(yīng)的散熱措施提供依據(jù)[1-5]。

1 風(fēng)阻功率的計算

1.1 國內(nèi)外計算方法進展

目前，國內(nèi)外對大型土工離心機的風(fēng)阻功率w的計算主要有前蘇聯(lián)АэИС-2離心機計算方法：

式中：系數(shù)A、B、C等均通過試驗獲得。

法國Actronic公司的計算方法為：

式中：x為修正后的有效風(fēng)阻系數(shù)；n為迎風(fēng)面面積；為離心機半徑；v為隨流空氣的環(huán)向線速度。

中國空間技術(shù)研究院的方法及中國工程物理研究院的計算方法為：

美國Davis的計算方法為：

式中：1和2分別為其力矩系數(shù)；為隨流比系數(shù)。

美國公式首次分開考慮了空氣與壁面的摩擦產(chǎn)熱因素，但是沒有具體的占比計算方法?？梢妵鴥?nèi)外各種方法的基本假設(shè)和思路都是相似的，只是在考慮的細節(jié)和參數(shù)選擇上有所不同，所有公式顯示風(fēng)阻功率均與高速轉(zhuǎn)子的三次方成正比。

1.2 存在的問題

國內(nèi)外對風(fēng)阻功率的計算，側(cè)重于轉(zhuǎn)子與流體產(chǎn)生的阻力，機械部件摩擦功耗以及轉(zhuǎn)子加速過程的功耗。計算得到的是艙室內(nèi)整體的產(chǎn)熱，并沒有區(qū)分轉(zhuǎn)臂和艙室內(nèi)空氣摩擦產(chǎn)生的熱量（下稱第一熱源），以及旋轉(zhuǎn)空氣和壁面摩擦產(chǎn)生的熱量（下稱第二熱源）。這樣區(qū)分的目的是為了揭示土工離心機內(nèi)部產(chǎn)熱機理，從而采取更加有效的散熱方法。因此只有區(qū)分好兩部分產(chǎn)熱原因，測量其各自的風(fēng)阻功率，才能更有效地設(shè)計土工離心機的溫控系統(tǒng)。

2 風(fēng)阻功率測試

為了得到第一熱源和第二熱源的數(shù)據(jù)，設(shè)計了一套高速轉(zhuǎn)子系統(tǒng)，以及相應(yīng)的風(fēng)阻功率測試系統(tǒng)，對不同的真空環(huán)境不同真空度下壁面溫度、輸入電機功率、產(chǎn)熱量進行測試。

2.1 測試原理

測試原理如圖1所示。在絕熱效果足夠好的情況下，帶隔熱層真空腔體內(nèi)高速轉(zhuǎn)子與空氣摩擦產(chǎn)生的熱量與制冷劑汽化吸收的熱量近似相等，因此可以通過讀取計量泵的制冷劑流量來計算出高速轉(zhuǎn)子與空氣摩擦產(chǎn)生的熱量。當(dāng)控制真空腔體內(nèi)的溫度與真空腔體外的溫度相同時，真空腔體本身與環(huán)境空氣之間的熱量傳遞是很少的，幾乎可以忽略，從而可以減少因設(shè)備本身引起的誤差。

1. 驅(qū)動電機；2. 真空泵；3. 真空抽氣接管；4. 帶隔熱層真空腔體；5. 高速轉(zhuǎn)子；6. 快開鉸鏈；7. 鎖緊螺釘；8. 溫度傳感器；9. 溫度傳感器數(shù)據(jù)線；10. 溫控驅(qū)動器；11. 溫控驅(qū)動器數(shù)據(jù)線；12. 壓力表；13. 制冷劑充裝口；14. 充裝口閥門；15. 制冷劑儲罐；16. 制冷劑；17. 制冷劑輸送管；18. 計量泵；19. 閥門；20. 制冷劑噴頭；21. 承外壓殼體；22. 密封裝置；23. 中心轉(zhuǎn)軸；24. 防沖擊內(nèi)襯；25. 隔熱材料；26. 上蓋；27. 密封墊片；28. 真空表；29. 隔熱層

2.2 測試系統(tǒng)

測試系統(tǒng)由試驗機、真空泵、計量泵、電子流量計、氟利昂儲罐、真空表、溫度顯示儀表及管線組成。

2.3 測試參數(shù)

在不同真空度下測得以下數(shù)據(jù)。

1）不同真空度下（絕對壓力10000、5000、3000、2000、1000 Pa）離心室內(nèi)每隔1 min的溫度，以求得溫升速率。

2）不同真空度下（絕對壓力10 000、5000、3000、2000、1000 Pa），由氟利昂儲罐通過計量泵，經(jīng)導(dǎo)管向離心室內(nèi)輸入的液態(tài)氟利昂。維持離心機運行30 min，或離心室溫度不再上升，二者哪一個先達到就結(jié)束試驗，分別測得此時的氟利昂消耗量，以求得對應(yīng)產(chǎn)熱量。

3）電機額定輸入功率。通過記錄輸入電流和電壓得到。

2.4 測試結(jié)果

2.4.1 離心室內(nèi)升溫情況

從測試數(shù)據(jù)可以看出，絕對壓力越高，升溫速度越快。這是由于絕對壓力越高，空氣密度越大，高速轉(zhuǎn)子與空氣的摩擦產(chǎn)熱量越大，因此體現(xiàn)在離心室內(nèi)溫度越高。離心艙內(nèi)的溫度變化情況如圖2所示。

2.4.2 不同真空度下的產(chǎn)熱量

由于風(fēng)阻功率最后均轉(zhuǎn)化為熱能，因此可以通過熱量平衡法來測定風(fēng)阻功率。在本實驗中，高速轉(zhuǎn)子產(chǎn)熱量主要由以下幾部分組成：制冷劑的顯熱加汽化潛熱1；通過鋼材壁面穩(wěn)定傳導(dǎo)的熱量2；離心室內(nèi)空氣溫度上升的蓄熱量3；離心機筒體鋼材的吸熱量4；其他散熱5。因此一段時間內(nèi)，高速轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的熱量主要為=1+2+3+4+5，其中5包括離心艙其他壁面散熱、真空抽吸帶走熱量及管路系統(tǒng)散熱，這部分量均很少，略去不計。

1）制冷劑吸收的熱量1可通過式（5）計算：

制冷劑為R22，在環(huán)境溫度下的汽化潛熱為234.1 kJ/kg，氣體平均比熱為1.0975 kJ/(kg·K)。Δt1為環(huán)境溫度到離心艙內(nèi)轉(zhuǎn)子終了溫度的差值，不同實驗組R22的消耗質(zhì)量見表1。離心室內(nèi)外溫差作為顯熱溫差，因此制冷劑帶走的熱量Q1見表1。

表1 制冷劑吸收熱量

Tab.1 Heat absorbed by the refrigerant

2）通過離心艙壁面散走的熱量。鋼的導(dǎo)熱系數(shù)為45 W/(m·K)，一個大氣壓下空氣的導(dǎo)熱系數(shù)為0.0267 W/(m·K)，按照線性插值法計算得1000 Pa下的導(dǎo)熱系數(shù)為0.000267 W/(m·K)。因此離心艙內(nèi)的熱量在真空狀態(tài)下的熱傳導(dǎo)非常小，可以按照式（6）估算[11]。

式中：w1、w2為壁面內(nèi)外溫差；為導(dǎo)熱系數(shù)；2、1筒壁內(nèi)外徑。計算結(jié)果見表2。

表2 離心艙壁面散走的熱量

Tab.2 Heat dissipated by the centrifugal tank wall

3）離心艙內(nèi)空氣的熱量。離心艙內(nèi)的空氣按照不同真空度下空氣密度計算，其吸收的熱量從室溫上升到轉(zhuǎn)子終了溫度，吸收的熱量為3。

空氣在不同真空度下的比熱為1.4001 J/(kg·K)，空氣的質(zhì)量是按照離心室內(nèi)平均溫度下計算空氣的蓄熱量，結(jié)果見表3。

表3 離心艙內(nèi)空氣熱量

Tab.3 Air heat inside the centrifugal tank

4）離心艙筒體吸收的熱量。離心艙側(cè)壁為一層防撞襯里，其兩側(cè)均為真空，因此其內(nèi)側(cè)的溫度由傳感器測得。由于外側(cè)為真空，可以近似認為內(nèi)側(cè)和外側(cè)熱阻相等，表現(xiàn)在溫差上，空氣到壁面和壁面到空氣的溫差也近似相等。因此，襯里的內(nèi)外壁溫可以近似得到。

鋼的比熱為502 J/(kg·K)，襯里層的質(zhì)量是645 kg，按照內(nèi)壁實測溫度與初始溫度的溫差計算鋼的蓄熱量見表4。

表4 離心艙筒體吸收熱量

Tab.4 Heat absorbed by thecentrifugal tank barrel

2.4.3 風(fēng)阻功率計算

由于以上熱量是在一個試驗單元時間內(nèi)進行的，達到穩(wěn)定溫度的時間長短不同，因此統(tǒng)一換算成功率單位。同時因為這些熱量的來源主要是高速轉(zhuǎn)子的風(fēng)阻功率，因此可以近似認為這些熱量就是該時間段內(nèi)的風(fēng)阻功率產(chǎn)熱。將以上熱量相加后得到總熱量，除以時間以后即得到對應(yīng)功率。作為對比值，將試驗時離心機驅(qū)動電機輸入功耗列于表5。

表5 風(fēng)阻功率計算結(jié)果

Tab.5 Calculation results of wind resistance power

2.5 討論

2.5.1 產(chǎn)熱機理

由試驗可以看出，超重力高速土工離心機的產(chǎn)熱主要由空氣與高速轉(zhuǎn)子的摩擦引起的第一熱源，由高速旋轉(zhuǎn)空氣與離心艙壁面摩擦產(chǎn)生的第二熱源，還有其他機構(gòu)摩擦、空氣與底部頂部摩擦產(chǎn)生的少量熱源均計入第三熱源。實驗結(jié)果驗證了隨著真空度的提高，產(chǎn)熱量越來越小，因此提高真空度是一個非常有效的降低風(fēng)阻功率的方法。

2.5.2 測試結(jié)果分析

從測試結(jié)果（如圖3所示）可以看出，開始測試的時候，由于機器本身有蓄熱沒有計入，因此有一定誤差。當(dāng)機器蓄熱達到穩(wěn)定以后，試驗測試結(jié)果與功率表實際顯示功耗越來越接近，誤差越來越小。

2.5.3 散熱方式探討

由于第一、第二熱源占據(jù)產(chǎn)熱量的絕大部分，對散熱方法可以進行對應(yīng)的設(shè)計。第一熱源產(chǎn)生的壁面熱量可以通過設(shè)置冷卻夾套快速帶走，離心艙中心產(chǎn)生的第二熱源的熱量可以通過通入適量的冷風(fēng)加以冷卻，這個風(fēng)量可以與真空泵的抽氣速度相接近。另一種方法是注入冷卻劑快速蒸發(fā)，利用汽化潛熱進行快速冷卻。該方法需要考慮冷卻劑對環(huán)境的影響，以及如何純化循環(huán)再利用的問題。

圖3 顯示功耗與測試功耗

2.5.4 誤差分析

在盡可能的情況下，已經(jīng)考慮了所有產(chǎn)熱和散熱因素，但是由于試驗設(shè)備本身的因素和測試條件的限制，還有一些誤差會存在。誤差主要可能的因素有以下幾點。

1）整個離心艙是金屬制成，盡管在真空下稀薄空氣對金屬的導(dǎo)熱系數(shù)非常小，但是機體還是會吸收一定的熱量。對上頂蓋的溫度進行了測試，經(jīng)過8 h的試驗，溫度從29 ℃升高到32.5 ℃。下底蓋也存在同樣的問題，目前結(jié)構(gòu)無法做到完全絕熱，但是占比很小，在15 min內(nèi)，這個散熱量非常小。

2）真空泵的抽吸帶走了一定的熱量，由于抽吸空氣量是時刻變化的，目前沒有很好的方法測定該部分熱量。

3）制冷劑在管道上有一部分吸熱，數(shù)量也是非常小。

3 結(jié)論

通過對不同真空度下高速離心機產(chǎn)熱量的測量，得出以下結(jié)論。

1）隨著絕對壓力的升高，壁面和轉(zhuǎn)子端部的溫升速率均隨之提高，且升溫穩(wěn)定后的轉(zhuǎn)子溫度也隨之提高。

2）離心機的產(chǎn)熱主要由轉(zhuǎn)臂與空氣摩擦產(chǎn)熱（第一熱源）和空氣與壁面摩擦產(chǎn)熱（第二熱源）兩部分組成。根據(jù)熱源產(chǎn)生的起因，可以通過抽真空以及往艙室通冷卻劑的方法減少轉(zhuǎn)臂與空氣摩擦的產(chǎn)熱，壁面部分的產(chǎn)熱可以通過壁面以熱傳導(dǎo)的形式散去，還可以通過水冷的形式進行冷卻。

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Experiment of Heat Generation Mechanism of GeotechnicalCentrifuge under LowVacuum Degrees

ZHENG Chuan-xiang, CHEN Jian-yang, JIANG Jian-qun, LIN Wei-an, CHEN Yun-min

(Zhejiang University, Hangzhou 310058, China)

The work aims to provide heat dissipation solution for the large-scale high-speed geotechnical centrifuge of over 1,000 g, so as to ensure its normal operation. The heat generation mechanism of high-speed rotor under low vacuum was studied and the heat dissipation mode was analyzed in combination with experimental research and theoretical analysis. The higher the absolute pressure, the faster the temperature rise in the centrifugal chamber. The input power consumption of centrifuge's driving motor was respectively 2.17, 3.79, 5.17, 7.66 and 11.56 kW under different vacuum (absolute pressure of 10,000, 5,000, 3,000, 2,000 and 1,000 Pa). The heat of super-gravity high-speed geotechnical centrifuge was mainly generated by the first heat source from the friction of air and high-speed rotor, the second heat source from the friction of high-speed rotated air and the centrifugal tank wall, and a small amount of heat from the friction of other mechanism and the friction of air and bottom/top. The wall heat generated by the first heat source can be quickly taken away by arranging a cooling jacket, the heat of the second heat source generated in the center of the centrifugal tank can be cooled by introducing an appropriate amount of cold air, and can also be rapidly evaporated by injecting a coolant and rapidly cooled with latent heat of vaporization.

geotechnical centrifuge; wind resistance power; low vacuum degree; heat generation mechanism

2019-09-01；

2019-10-18

10.7643/ issn.1672-9242.2020.03.014

TB66

A

1672-9242(2020)03-0084-05

2019-09-01；

2019-10-18

鄭傳祥（1968—），男，博士，高級工程師，主要研究方向為化工機械。

ZHENG Chuan-xiang (1968—), Male, Ph. D., Senior engineer, Research focus: chemical process machinery.