Geothermics38 (2009) 399–406
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Geothermics
j o u r n a l h o m e p a g e:w w w.e l s e v i e r.c o m/l o c a t e/g e o t h e r m i c
s
An improved thermal response test for U-tube ground heat exchanger based on optical?ber thermometers
Hikari Fujii a,?,Hiroaki Okubo a,Keita Nishi a,Ryuichi Itoi a,Kunio Ohyama b,Kazuo Shibata c
a Department of Earth Resources Engineering,Kyushu University,Motooka744,Nishi-ku,Fukuoka819-0395,Japan
b Kyushu Electri
c Power Co.,Inc.,Takagisehigashi1-10-1,Saga849-0922,Japan
c Nisshin Techno Inc.,Yamamoto1063-785,Atsubetsu-cho,Atsubetsu-ku,Sapporo004-0069,Japan
a r t i c l e i n f o
Article history:
Received9July2008 Accepted24June2009 Available online 17 July 2009
Keywords:
Geothermal
Thermal conductivity
Optical?ber thermometer Groundwater?ow
Thermal response test
Ground heat exchangers a b s t r a c t
As part of a new thermal response test(TRT)and to determine ground thermal conductivities,verti-cal temperature pro?les were obtained using retrievable optical?ber sensors inserted into the U-tubes of two ground heat exchangers(GHEs)installed at Maebaru City(Fukuoka,Kyushu)and Kushiro City (Hokkaido),Japan.Measured pro?les and outlet temperatures from TRTs were history-matched with the cylindrical source function.Nonlinear regression was used to estimate the vertical distribution of ground thermal conductivities.The computed distribution is consistent with measured data indicating both the reliability of the optical?ber thermometer and TRT interpretation.It is expected that TRTs and optical ?ber thermometers will prove to be increasingly useful for optimizing the depth of the GHEs installed in heterogeneous formations,and consequently will minimize installation costs of geothermal heat pump systems.
? 2009 Elsevier Ltd. All rights reserved.
1.Introduction
More than100ground heat exchangers systems,part of geother-mal or ground-coupled heat pump(GCHP)systems,were installed in Japan in2006and2007,mainly for air-conditioning and for snow melting(Nagano,2008).Most urban areas in Japan are located on alluvial Quaternary deposits,whose complex shallow geology typ-ically is comprised of interbedded units of various lithologies(i.e. clays,silts,sands,gravels)that have different thermal conductiv-ities.Variations in groundwater velocity likely re?ect changes in hydraulic conductivities along the lithologic column,and may con-tribute to the differences in the apparent thermal conductivities of the various units penetrated by the ground heat exchanger(GHE). These differences give rise to a vertical variation in heat exchange capacity,potentially a twofold difference,even in the same GHE (Fujii et al.,2006).Since heterogeneous formations are the rule and not the exception,characterization of the thermophysical proper-ties of these formations is clearly an important factor in designing GCHPs.
Determining the minimum length of the GHE is essential for the optimal design of the GCHP system and for reducing installa-tion costs.In locations where the ground is heterogeneous,GHEs should preferentially be drilled into lithologic units with high heat
?Corresponding author.Tel.:+81928023343.
E-mail address:fujii@mine.kyushu-u.ac.jp(H.Fujii).exchange capacities.For example,if such units occur at shallow depths(https://www.doczj.com/doc/4016198305.html,yers or subunits within a thick formation),then it is reasonable to infer that heat exchange rates per unit GHE length will be improved by installing shallow GHEs,which will lead to a reduction of total GHE length and possibly lower drilling costs.
When applying conventional thermal response tests(TRTs),the optimum design of the GHE is dif?cult to determine since average thermal conductivity of the GHE is only estimated,whilst conven-tional TRTs incorporate average inlet and outlet water temperature data(Mogensen,1983;Eskilson,1987;Hellstr?m,1991;Sanner et al.,2005).
In recent years,work has been undertaken to improve inter-pretation of TRT results.Signorelli et al.(2007)developed a3D ?nite element numerical model to simulate temperature perfor-mance during TRTs,and to estimate the thermal conductivity of the https://www.doczj.com/doc/4016198305.html,ing their numerical model,these authors assessed the required duration of TRTs and studied the effect of borehole length,subsurface heterogeneity and groundwater movement on test results.Subsequently,Marcotte and Pasquier(2008)applied Fast Fourier Transform and spline analytical interpolations to line source functions to achieve better prediction of GHE performance, with a correspondingly remarkable reduction in computation time. Their procedure enables several trial and error interpolations in the estimation of formation parameters,even in long-term TRTs.More recently,Bandos et al.(2009)developed a semi-in?nite line-source model for accurate modeling of TRTs,which takes into account the effect of surface temperature variations and geothermal gradient
0375-6505/$–see front matter? 2009 Elsevier Ltd. All rights reserved. doi:10.1016/j.geothermics.2009.06.002
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Nomenclature
G cylindrical source function
J0,J1Bessel functions of the?rst-kind
k index of each layer
L length of heat exchanger(m)
m slope of straight line(?C/cycle)
nstep number of computation time steps
nlayer number of layers
ntest number of comparisons of measured and calculated T ro
P r/r o
q gc heat exchange rate between formation and heat exchanger(W/m)
r radius,radial distance(m)
r i inner radius of heat exchanger(m)
r o outer radius of heat exchanger(m)
t time(s)
T ff far-?eld temperature(?C)
T out outlet temperature of heating medium(?C)
T in inlet temperature of heating medium(?C)
T ro temperature at outer face of U-tube(?C)
T(x)?uid temperature at x(?C)
Y0,Y1Bessel functions of the second-kind
Z Fourier number
Greek letters
?weighting factor
?s thermal diffusivity of formation(m2/s)
ˇintegral variable
s thermal conductivity of formation(W/(mK))
Subscripts
avg average
cal calculated
EQ equivalent
obs measured
in the formation.These authors discussed the appropriate dura-tion of TRTs and provided a new method of averaging borehole temperature.
Signorelli et al.(2007),Marcotte and Pasquier(2008)and Bandos et al.(2009)describe the temperature changes in the ground
and GHEs during TRTs.However,in many investigations,the actual tem-perature pro?les in the GHEs are not measured,and do not always accommodate thermophysical property data of the ground in the analysis of TRT data.
The use of optical?ber thermometers in geothermal wells was ?rst tested in the late1980s(e.g.Sharma et al.,1990).These instruments measure the temperature distribution along an optical ?ber sensor,by using the dependence of Raman scattering light’s strength on temperature.The device sends an optical pulse into the optical?bers,and calculates the temperature from the resul-tant measured re?ection.Optical?ber thermometers measure the temperature along the sensors at short length and time intervals, so their use facilitates collection of information that allows an estimation of the vertical distribution of thermophysical ground properties.
Jinguji et al.(2002)developed a thermal conductivity measure-ment method using optical?ber thermometers and penetrometers as part of an ongoing development of optical?ber thermometers for evaluating near-surface conditions.According to their method, an optical?ber sensor and a line heater are inserted into a steel rod,which is driven into the ground before taking measurements.Fig.1.Location of the GHE-1and GHE-2sites at Hokkaido and Fukuoka,respectively. During the time electricity is supplied to the heater,the in-hole temperature is measured with the optical?ber thermometer,from which the distribution of thermal conductivity is estimated.
Fujii et al.(2006)conducted a series of TRTs using optical?ber thermometers in a50m deep U-tube GHE in Fukuoka City,Japan.To interpret the TRT data these authors developed a computer program that estimated the vertical distribution of thermal conductivity, using a cylindrical source function(Ingersoll et al.,1954)and a non-linear regression technique.The estimated distribution of thermal conductivity showed good agreement with local groundwater and geological information.In their analysis,Fujii et al.(2006)assumed that the temperature of the heating medium in the U-tube of the GHE was uniform during the circulation period,since the temper-ature survey showed the average temperatures of the medium in the up-?ow and down-?ow branches of the U-tube to be nearly constant at each depth(maximum difference=0.3?C).
Fujii et al.(2006)set the optical?ber sensors in the back?ll mate-rial(silica sand)of the50m deep U-tube GHE.However,this type of sensor setting needs to be re?ned,since the reading of tempera-ture depends strongly on the distance between the sensor and the U-tube,which is dif?cult to control under?eld conditions.Also,the sensors are not retrievable after the TRTs,which make the testing procedure more expensive to perform.
Here,we propose a new TRT procedure that uses retriev-able optical sensors,which is demonstrated in two GHEs:a63m deep GHE in Maebaru City(Fukuoka,Kyushu),and a100m deep GHE in Kushiro City(Hokkaido),in western and northern Japan, respectively(Fig.1).During these tests optical?ber sensors were positioned in the U-tubes to record the vertical temperature pro?le in each GHE.To evaluate the TRT results the vertical distribution of temperature in the heating medium during circulation was investi-gated,using data measured by the optical?ber thermometers.The relationship between the local geology and groundwater aquifer, and the interpreted thermal conductivity pro?les were evaluated to test the validity of the TRT and the data interpretation methods.
2.Interpretation of thermal response test data using
optical?ber thermometers
To simulate heat conduction in the ground,we used the cylin-drical source function G(Ingersoll et al.,1954)as shown in
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Fig.2.Schematic models of ground heat exchangers.(a)Conventional (homoge-neous);(b)multi-layered.
Eqs.(1)–(4)T ff ?T ro =q gc
s L
G (Z,P )(1)Z =?s t r 2(2)P =
r r o (3)
G (Z,P )=
1
∞
e ?ˇ
2Z
?1J 21
(ˇ)+Y 21
(ˇ)J 0(Pˇ)Y 1(ˇ)?J 1(ˇ)Y 0(Pˇ)dˇ
ˇ2
(4)
In conventional heat conduction modeling,the ground temper-ature is calculated by assuming the ground to be a homogeneous single medium,as shown in Fig.2a.In this simpli?ed case,an average heat exchange rate is used to calculate the outer sur-face temperature of the U-tube (T ro ),as in Eq.(1).To model the vertical temperature pro?le,the ground is divided into 1–2m thick sub-layers,as shown in Fig.2b,to which the cylindrical source function is applied;this allows for a vertical variation in thermal conductivities,initial temperatures and heat exchange rates.
In order to model the GHE,the U-tubes were treated as a single pipe,as indicated in Fig.3.The inner and outer well radii of the U-tubes are calculated assuming a uniform cross-sectional area of the U-tubes as given by Eqs.(5)and (6)(Deerman and
Kavanaugh,
Fig.3.Effective radius of U-tube in a horizontal cross-sectional view.
1990)r iEQ =√
2r i (5)r oEQ
=√2r o
(6)
The outer temperature of the GHE in each sub-layer is calculated from the heat exchange rate in each slice,with thermal resistance determined from convective heat transfer between the heating medium (generally a liquid)and the U-tube (pipe wall),and heat conducted through the U-tubes.
In the next step,estimation of thermal conductivity distribu-tion is made on the basis of temperature measurements from the optical ?ber thermometer and the change of inlet/outlet tempera-tures of the heating medium with time.In our approach,we de?ned an objective function F (Eq.(7))to achieve simultaneous match-ing of the well outlet temperature of the heating medium,and the temperature pro?les in the GHE
F =?
nstep
(T out(obs)?T out(cal))2
+(1??)
ntest nlayer
(T ro(obs)?T ro(cal))2
(7)
The optimum weighting factor,?,was determined by trial and error to have a value of between 0.1and 0.5.The “ntest”in Eq.(7)re?ects the number of time steps at which the difference between the measured and calculated T ro are compared.Although a large “ntest”improves the accuracy of history matching,an “ntest”of between 1and 3was applied in this study,as a large “ntest”gen-erally requires a large number of iterations in the minimization of the objective function F .
The thermal conductivity of each sub-layer was determined by applying the polytope nonlinear regression method of Nelder and Mead (1965)to minimize F ,and by treating the sub-layer ther-mal conductivities as matching parameters.The polytope method was selected due to its robustness,and good convergence in opti-mizations involving a large number of decision variables.The ?ow chart of the simulation program (hereafter,“multi-layer analytical model”)is shown in Fig.4.
3.Application of TRT to a GHE in granitic host rocks
In May 2007,GHE-1a 63m deep U-tube GHE was installed in Maebaru City,Fukuoka,Japan (Fig.1).It was completed with two sets of polyethylene U-tubes (double U-tube)and back?lled with 20–65mesh/in.silica sand.The radius of the hole,and the inner and outer diameters of the U-tubes are 0.17m,0.026m and 0.032m,respectively,and the U-tubes are in contact with each other (i.e.there is no space left between them).The initial ground temperature pro?le and the lithologic column in GHE-1are shown in Fig.5.Gran-ite is found below an 8m thick soil layer;it is weathered between 8m and 17m depth.The groundwater level is reported to be at 4.5m.
GHE-1is located at the foot of a steep,hilly range that has an elevation of about 1000m.Because of horizontal ?ow of low-temperature groundwater there is a slight decrease of temperatures with depth in the granite,as shown in Fig.5.The permeable zone encountered in GHE-1between 30m and 40m depth is also found in nearby water wells.The temperature log does not show any anoma-lies at this depth since the temperature is in equilibrium with the granite above and below that interval.The effect of groundwater is evident when heat is injected into the GHE in TRTs,with the recovery of temperature after a heat rejection being quicker in inter-vals with groundwater ?ow than in intervals without groundwater
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Fig.4.Flow chart for the multi-layer analytical model.
?ow.The thermophysical properties of the materials used in the completion of the GHE are given in Table 1.
The TRT in GHE-1was carried out in June 2007.The heating medium (water)was circulated through one of the two U-tubes for 72h,and was followed by a 120h long temperature recovery period.During the test,an optical ?ber sensor reaching the bottom of the GHE was set inside the down-?ow U-tube.An optical ?ber temper-ature laser radar (FTR-070,Hitachi Cable Ltd.)was used as the light source and signal receiver to measure temperatures.The resolu-tion and accuracy of the FTR-070are 0.1?C and ±1.0?C,
respectively.
Fig.5.Lithologic column and initial temperature pro?le in GHE-1.Table 1
Thermophysical properties of GHE completion materials.
Properties of completion materials
Completion material Silica Sand
Polyethylene Thermal conductivity [W/(mK)] 2.00
0.366Heat capacity [J/(m 3K)]
3.0×106
2.4×106
Fig.6.TRT in GHE-1.Inlet and outlet water temperatures.
Parameters for the TRT are listed in Table 2.
Fig.6shows the inlet and outlet water temperatures for the cir-culation period.Some of the ?uctuations in the inlet temperature were due to an unstable power supply and insuf?cient insulation.The semi-log plot of the mean water temperature (average of the well inlet and outlet temperatures)versus logarithmic time is given in Fig.7.The estimated thermal conductivity of the ground was 2.74W/(mK),which is within the range of values for granitic rocks (JSTP,1990).
The temperature pro?les measured with the optical ?ber sen-sors in the down-?ow U-tube at the end of the circulation period,and 2days and 4days after stopping circulation
are given in Fig.8.The pro?le at the end of the circulation period showed a linear decrease in temperature to the bottom of the GHE,as the water
Fig.7.TRT in GHE-1.Log time versus mean ?uid temperatures.
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Table 2
Thermal response test (TRT)parameters.TRT performed in well
Circulation period (h)
Recovery period (h)
Heat load (W/m)
Circulation rate (l/min)
(m/s)GHE-172.0120.064.020.90.66GHE-2
50.0
30.0
39.4
19.9
0.63
cooled in the down-?ow tube.After circulation,ground tempera-tures showed a rapid recovery to their original values.
In the multi-layer analytical model the temperature pro?les measured 2days and 4days after circulation had stopped were used in Eq.(7)to determine the objective function.Calculated and measured outlet temperatures and downhole temperature pro?les showed reasonable matches;see Figs.6and 8.
The vertical distribution of thermal conductivities in the sur-rounding formation shown in Fig.9was calculated based on the multi-layer analytical model.Since soils generally have lower ther-mal conductivities than rocks,the computed soil values of less than 2.0W/(mK)are considered reasonable.Higher conductivi-ties were calculated for the granite,especially at 30–40m depth,where active groundwater ?ow is inferred,based on informa-tion from nearby water wells.The average thermal conductivity for all layers penetrated by GHE-1is 2.56W/(mK),which is con-sistent with the calculated value of 2.74W/(mK)based on TRT
data (see Fig.7).These results indicate that the estimated ther-mal conductivities obtained from the multi-layer analytical model agree with
geological and groundwater data collected at the GHE-1site.
Fig.8.TRT in GHE-1.Vertical temperature pro?les at the end of water circulation and 2and 4days after it ended.
Fig.9.Calculated vertical distribution of thermal conductivities in the ground around GHE-1.
4.Application of TRT to a GHE in volcanic host rocks
GHE-2a 100m deep U-tube GHE was installed in Kushiro City,Hokkaido,Japan (Fig.1)in May 2008.It was completed with one polyethylene U-tube and back?lled.The radius of the hole and the inner and outer diameter of the U-tube are 0.125m,0.026m,and 0.032m,respectively.The initial ground tempera-ture pro?le and the lithologic column in GHE-2are shown in Fig.10.
Kushiro City is located in the Akan Volcanic Area where the geothermal gradient is high (～16?C/100m),as measured in a num-ber of wells (NEDO,1992).In GHE-2a thick deposit of volcanic soil occurs to 21m depth that overlies a tuff.This volcanic unit is weathered between 21m and 80m depth,and has a lower ther-mal conductivity than the underlying fresh tuff.The groundwater level in GHE-2is at 7.0m depth.The thermal properties of the materials used in GHE-2U-tube are the same as in GHE-1,and are listed in Table 1.The thermophysical properties of the back?ll used in GHE-2are assumed to be similar to those of the surrounding ground.
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Fig.10.TRT in GHE-2.Lithologic column and initial temperature pro?le in GHE-2.
The TRT performed in GHE-2started on May17,2008;testing parameters are given in Table2.Water,used as the heating medium, was circulated for50h through the U-tube,followed by a30h tem-perature recovery period.During the test,an optical?ber sensor was set inside the down-?ow U-tube down to the bottom of the GHE.As in GHE-1,a FTR-070optical?ber thermometer was used for temperature measurements.
Inlet and outlet water temperatures during the circulation period are shown in Fig.11.The semi-log plot of the average water temperatures in GHE-2versus logarithmic time is given in Fig.12,where the straight line corresponds to a thermal conductivity of1.27W/(mK).Temperature pro?les for GHE-2at 1h,6h and12h after stopping?uid circulation are shown in Fig.13.
At the end of?uid circulation period the temperature was greater in the shallow part of GHE-2than in deeper sections of the
GHE,since the warm water had cooled while?owing down the
U-
Fig.11.TRT in GHE-2.Inlet and outlet water
temperatures.
Fig.12.TRT in GHE-2.Log time versus mean water temperature.
tube.After stopping circulation,the temperature pro?les showed
an opposite trend,with higher temperatures in the deeper parts of
the U-tube,as temperatures had recovered to the undisturbed state
of the surrounding ground.
After12h,the temperature pro?le appears to be unrealistic,
as the measured temperature in the deep part of the U-tube
is less than in the initial temperature pro?le(see Fig.13).
This
Fig.13.TRT in GHE-2.Vertical temperature pro?les before the test,at the end of
water circulation and after circulation ended.
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Fig.14.TRT in GHE-2.Calculated and measured vertical temperature pro?les5h after ending water circulation.
could be explained by a heavy rainfall in the area(～125mm/day), which started approximately6h after the end of the circula-tion period.Since the wellhead was open to the atmosphere (cold)rainwater could have percolated through the back?ll,and caused the low temperatures in the deeper parts of the GHE. Consequently,only temperature recovery data up to6h after the end of circulation was used in the objective function(Eq.
(7))of the multi-layer model to estimate the thermal conduc-tivities.Data collected more than6h after circulation concluded was likely affected by the heavy rainfall,whilst early data re?ect the properties of the U-tube,back?ll and the surrounding ground.
Fig.14shows the measured temperature pro?le at GHE-2,5h after circulation,and a calculated pro?le obtained using the multi-layer analytical model.A reasonable match is evident between the measured and calculated temperature pro?les.Outlet water tem-perature changes with time were derived using the multi-layer model;the comparison with measured data is given in Fig.11,which shows an excellent agreement between calculated and measured outlet temperatures
The vertical distribution of calculated thermal conductivities of the surrounding volcanic materials is presented in Fig.15.The vol-canic soil at shallow depth and the underlying weathered tuff have low thermal conductivities;i.e.about1.0W/(mK).Fresh tuffs,like the one found in GHE-2below80m depth,have higher values of thermal conductivity,typically1.5–3.0W/(mK)(JSTP,1990).The average thermal conductivity of the ground along the entire well length was calculated to be1.21W/(mK),which agrees reasonably well with value given in Fig.12,i.e.1.27
W/(mK).Fig.15.Calculated vertical distribution of thermal conductivities in the ground around GHE-2.
5.Conclusions
Thermal response tests(TRTs)were conducted in U-tube ground heat exchangers(GHEs)installed in two different geological set-tings;at Kushiro City,Hokkaido and Maebaru City,Fukuoka,Japan. Temperatures were measured in the GHEs using retrievable optical ?ber thermometers set inside the U-tubes.
A computer program was developed to estimate the distribu-tion of thermal conductivities in the surrounding ground based on the GHE temperatures measured using the optical?ber thermome-ter.The calculated thermal conductivity distribution agreed with local geological and groundwater conditions,demonstrating the applicability and reliability of the testing and data interpretation methods.
Acknowledgements
This work was partly funded by Grant-in-Aid for Scienti?c Research(B)(No.19360407)of Japan Society for the Promotion of Science.The authors thank the members of Geothermics’Editorial Team for their valuable suggestions on the manuscript. References
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贵州华电毕节热电有限公司 220kV线路专用光纤通道定检测试 作业指导书 批准： 审核： 编制： 2014年09月
一、适用范围: 本作业指导书适用于220kV线路保护光纤通道定检测试作业。 二、引用标准: 1、《电力安全动作规程》（发电厂和变电站电气部分）DL 408-1991 2、《继电保护和电网安全自动装置检验规程》GB/T 14285—2006 3、《继电保护和电网安全自动装置检验规程》DL/T 995—2006 4、《中国南方电网通信管理暂行规定》（南方电网调【2003】10号） 5、《中国南方电网安全自动装置管理规定》（南方电网调【2004】7号） 6、《南方电网电力调度数据网络管理办法》（调通【2005】2号） 7、《南方电网通信网络生产应用接口技术规范》（调通【2007】18号） 三、作业条件及作业现场要求 1、工作区间与带电设备的安全距离应符合《国家电网公司电力安全工作规程（变电部分）》（国家电网安监【2009】664号）的要求。 2、作业现场应有可靠的试验电源，且满足试验要求。 3、检验对象处于停运状态，现场安全措施完整、可靠。 4、保持现场工作环境整洁。 四、作业人员要求 1、所有作业人员必须身体健康，精神状态良好。 2、所有作业人员必须掌握《国家电网公司电力安全工作规程（变电部分）》（国家电网安监【2009】664号）的相关知识，并经考试合格。 3、所有作业人员应有触电急救及现场紧急救火的常识。 4、本项检验工作需要作业人员2—3人。其中工作负责人1人，工作班成员1—2人。 5、工作负责人应由从事继电保护现场检验工作3年以上的专业人员担任，必须具备工作负责人资格，熟练掌握本作业程序和质量标准，熟悉工作班成员的技术水平，组织并合理分配工作，并对整个检验工作的安全、技术等负责。 6、工作班成员应由从事继电保护现场检验工作半年以上的专业人员担任，必须具备必要的继电保护知识，熟悉本作业指导书，能掌握有关试验设备、仪器仪表的使用。 五、作业前准备工作: 1、开始工作前一天，准备好作业所需设备、仪器、仪表和工器具。主要仪器设备和工器具见下表。 主要仪器设备和工器具 序号名称数量规格备注 1 继电保护光纤通道测试仪1台ZY64520 有效期内 2 尾纤适量 3 数字万用表1只4位半有效期内 4 工具箱1套0.2级，0.5—2A 各种检修工具齐全 2、开始作业前一天，准备好图纸及资料，且图纸及资料应符合现场实际情况。具体图纸、资料见下表。 检验所需图纸资料 序号资料名称单位数量
第一章实验装置说明 第一节系统概述 一、装置概述 目前我国传热元件的结构形式繁多，其换热性能差异较大，在合理选用和设计换热器的过程中，传热系数是度量其性能好坏的重要指标。本装置通过以应用较为广泛的间壁式换热器（共有套管式换热器、螺旋板式换热器、列管式换热器和钎焊板式换热器四种）为实验对象，对其传热性能进行测试。。 二、系统特点 1.采用四种不同结构的换热器（分别为套管式换热器、螺旋板式换热器、列管式换热器和钎焊板式换热器）作为实验对象，对其进行性能测量。 2.实验装置可测定换热器总的传热系数、对数传热温差和热平衡误差等，并能根据不同的换热器对传热情况和性能进行比较分析。 3.实验装置采用工业现场的真实换热器部件，与实际应用接轨。 三、技术性能 1.输入电源：三相五线制 AC380V±10% 50Hz 2.工作环境：温度-10℃～+40℃；相对湿度＜85%(25℃)；海拔＜4000m 3.装置容量：＜4kVA 4.套管式换热器：换热面积0.14m2 5.螺旋板式换换热器：换热面积1m2 6.列管式换热器：换热面积0.5m2 7.钎焊板式换热器：0.144m2 8.电加热器总功率：＜3.5kW 9.安全保护：设有电流型漏电保护、接地保护，安全符合国家标准。 四、系统配置 1.被控对象系统：主要由不锈钢钢架、热水箱、热水泵、冷水箱、冷水泵、涡轮流量计、PT100温度传感器、板式换热器、列管式换热器、套管式换热器、螺旋板式换热器、冷凝器、电加热棒、电磁阀、电动球阀、黄铜闸阀以及管道管件等。 2.控制系统：主要由电源控制箱、漏电保护器、温度控制仪、流量显示仪、调压模块、开关电源以及开关指示灯等。 第二节换热器的认识 一、换热器的形式 能使热流体向冷流体传递热量，满足工艺要求的装置称为换热器。换热器的形式有很多，
竣工资料说明 竣工文件基本要求 1 竣工文件内容必须齐全，并能真实准确反映工程情况。 1.竣工文件必须做到外观整洁，内容齐全，标记详细，字迹清楚，数据准确， 互相对应。图上标记应与现场实际相符，图面整洁，字迹清楚。项目技术负责人要对竣工技术文件的真实性负责，并审查签字。 2.竣工文件必须单面书面并编写页号，页号编在右上角。 3.竣工文件中一般文字记录统一用A4幅面，小图纸用A4幅面，大图纸用 A3幅面，特殊图纸可根据实际情况使用更大幅面，尽可能便于装成A4幅面。 4.图纸除特殊图纸外，均电脑打印。 5.竣工文件中除原始签证记录外，均应打印；竣工图纸必须重新绘制（电脑 绘图）。 6.根据竣工文件的内容多少，合理地分册装订。 竣工文件的基本内容 1.竣工文件的内容有：案卷封面，案卷目录，竣工文件封面，竣工文件目录， 工程说明，建筑安装工程量总表，已安装的设备明细表，开工报告，停（复）工报告，完工通知，工程变更单，重大工程质量事故报告表，验收证书，交接书，隐蔽工程签证记录，测试记录，竣工图纸，备考表。 2.竣工文件的所有文件厚度不超过3公分，可按第一条中的顺序装订成一册； 一般建议将竣工文件分为：竣工技术文件，竣工测试记录，竣工图纸三部分分别成册。 3.每册竣工文件的前面应有：案卷封面，案卷目录；最后应有：备考表。
4.竣工技术文件册内容有：竣工文件封面，竣工文件目录，工程说明，建筑安 装工程量总表，已安装的设备明细表，开工报告，停（复）工报告，完工通知，工程变更单，验收证书，隐蔽工程签证记录，（表格式样附后） 5.竣工测试记录册的内容有：封面，扉页，目录，中继段光缆配盘表（表1）， 中继段光纤衰减统计表（表2），接续损耗表（表3），中继段光纤线路衰减测试记录（表4），光缆对地绝缘测试表（表5），中继段光纤后向散射曲线（表6附图）。 6.竣工图纸册的内容有：封面，目录，光纤分配示意图，局内光缆安装及ODF 架安装位置竣工示意图，进（出）局管道光缆竣工路由示意图，直埋（或硅芯管道，架空）光缆竣工路由示意图，光缆敷设的三种长度对比示意图（三种长度为地面长度、敷设长度、纤长），利旧和新敷设子管（或杆路）长度段落示意图，人孔内光缆、光缆接头盒安装示意图，光缆杆上预留安装示意图，光缆结构断面示意图，ODF架光纤分布面板示意图。另外若有特殊安装方法（如过桥安装等）应画出安装示意图。 竣工文件的具体要求 光缆线路工程竣工路由图的相关要求： 一、竣工复测 1.在工程的大部分工作基本完成后，要开始竣工复测。 2.管道按原有或自编号沿光缆路由逐个丈量孔间距离，并记录下光缆所占 孔位、管孔位占用情况以及主要街道、建筑等明显标志。 3.对路由上的人孔、手孔等人孔类型应作好记录。 4.直埋（或架空）按标石号（或杆号）逐个丈量距离。线路上明显的标志 应详细记录。 5.直埋线路上相关的保护措施（埋管、排流线、余留、护坎等）应详细记
https://www.doczj.com/doc/4016198305.html, 继电保护测试仪检验报告 DEJB-H全自动继电保护测试仪是鼎升电力早期根据现场继电保护的测试要求以及GB7261-2008,DL/T995- 2006标准支持，研发的一款全自动智能化继电保护校验测试仪。 全自动继电保护测试仪采用单片微机技术，由自动同期数字毫秒表，逻辑控制单元，多功能数显单元，高精度数据采集及处理单元，电流、电压输出单元，继保测试仪具有过载及超量程保护单元部分组成，自动显示打印，测试过程中只需正确接好测试线，便可自动测试，整机精度≤1%是校验继电保护装置理想的测试仪。 技术参数 1．交流电压输出： 0～250V连续可调，最大输出容量600VA,过量程保护260V，误差为±1% 2．交流电流输出： 0～50A，0～100A连续可调，误差为±1% 0～50A时，开路电压5V 0～100Ａ时，开路电压10V。过载保护动作电流120A 3．直流电压输出： 0～250V连续可调，最大电流2A，过量程保护260V,过载保护动作电流 2.1A±5%。误差为±1% 4．直流电流输出 0～200mA 0～5 A连续可调，误差为±1% 0～200mA时，开路电压48V，过载保护动作电流230mA 0～5A时，开路电压24V,过载保护动作电流5.2A 5．直流电压固定输出 单独输出110V或220V时,电流可达2.5A，但和交流电压电流，直流电 压同时输出时。其总容量不能超过600VA 6．数字毫秒表 最大量程：999秒 分辨率：0.1毫秒 精度：0.1%±1个字 以下为继电保护测试仪省级计量测试研究院检验报告
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实验四换热器综合实验报告 一、实验原理 换热器为冷热流体进行热量交换的设备。本次实验所用的均是间壁式换热器，热量通过 固体壁面由热流体传递给冷流体，包括：套管式换热器、板式换热器和管壳式换热器。针对上述三种换热器进行其性能的测试。其中，对套管式换热器、板式换热器和管壳式换热器可以进行顺流和逆流两种方式的性能测试。换热器性能实验的内容主要为测定换热器的总传热系数，对数传热温差和热平衡温度等，并就不同换热器，不同两种流动方式，不同工况的传热情况和性能进行比较和分析。 传热过程中传递的热量正比于冷、热流体间的温差及传热面积，即Q = KAΔT （1） 式中：A—传热面积，m2 （1）套管式换热器：0.45m2 （2）板式换热器：0.65m2 （3）管壳式换热器：1.05m2 电加热器：6kV ΔT—冷热流体间的平均温差，℃ K—换热器的传热系数，W/(m·℃) Q—冷热流体间单位时间交换的热量，W.冷热流体间的平均温差ΔT 常采用对数平均温差。对于工业上常用的顺流和逆流换热器，对数平均温差由下式计算 除了顺流和逆流按公式（2）计算平均温差以外，其他流动形式的对数平均温差，都可 以由假想的逆流工况对数平均温差乘上一个修正系数得到。修正系数的值可以由各种传热学书上或换热器手册上查得。 换热器实验的主要任务是测定传热系数K。实验时，由恒温热水箱中出来的热水经水泵
和转子流量计后进入实验换热器内管。在热水进出换热器处分别用热电阻测量水温。从换热 器内管出来的已被冷却的热水仍然回到热水箱中，经再加热供循环使用。冷却水由冷水箱经 水泵、转子流量计后进入换热器套管，在套管中被加热后的冷却水排向外界，一般不再循环 使用。套管外包有保温层，以尽量减少向外界的散热损失。冷却水进出口温度用热电阻测量。 通常希望冷热侧热平衡误差小于3%。 实验中待各项温度达到稳定工况时，测出冷、热流体进出口的温度和冷、热流体的流量， 就可以由下式计算通过换热面的总传热量 根据计算得到的传热量、对数平均温差及已知的换热面积，便可由公式（1）计算出传热系数K 。 换热器类型 方式 热进温度 热出温度 冷进温度 冷出温度 热流体流量 冷流体流量 板式 顺流 57.1 43.5 22.8 31.8 78 72 逆流 56.5 35.9 23.1 33.1 76 72 套管式 顺流 57.6 40.7 22.5 31.6 72 78 逆流 56.8 35.2 22.1 33 72 64 管壳式 顺流 57.1 40.5 22.5 31.3 76 72 逆流 57.2 41.1 22.6 32 74 65 计算传热系数K 和换热器效率 TA Q K ?=
光缆测试方案 1.作业准备 1.1内业技术准备 在开工前组织技术人员认真学习实施性施工组织设计，阅读、审核施工图纸，澄清有关技术问题，熟悉规范和技术标准。制定施工安全保证措施，提出应急预案。对施工人员进行技术交底，对参加施工人员进行上岗前技术培训。 1.2外业技术准备 确认中继段光缆接续完成并全部符合接续测试指标。 2.技术要求 2.1光缆中继段光纤线路的测试值应小于光缆中继段光纤线路衰减计算值。其计 算值为 αl=α0L+αn+αc m(dB) 式中α ——光纤衰减标称值(dB/km) α——光缆中继段每根光纤接头平均损耗（dB） 单模光纤α≤0.08dB(1310mm、1550mm) 多模光纤α≤0.2dB αc——光纤活动连接器平均损耗（dB） 单模光纤α多模光纤αc c ≤0.7dB ≤ 1.0dB L——光中继段长度（km） n——光缆中继段内每根光纤接头数 m——光缆中继段内每根光纤活动连接器数 2.2在一个光缆中继段内，每一根光纤接续损耗平均值应符合下列指标：单模光纤α≤0.08dB(1310mm、1550mm) 多模光纤α≤0.2dB
2.3对传输STM-4、STM-16的1310nm、1550nm波长光纤和传输STM-1的1550nm 波长光纤，应进行最大离散反射系数和S点最小回波损耗的测试，测试值应满足下列要求： 2.3.1光缆中继段S、R点间的最大离散反射系数： STM-11550nm，不大于-25dB STM-41310nm，不大于-25dB STM-41550nm，不大于-27dB STM-161310nm、1550nm，不大于-27dB 2.3.2光缆中继段在S点的最小回波损耗（包括连接器）： STM-11550nm，不小于20dB STM-41310nm，不小于20dB STM-41550nm，不小于24dB STM-161310nm、1550nm，不小于24dB 2.4对用于高速率密集波分复用（DWDM）系统的光纤需要进行偏振模色散（PMD）的测量： 偏振膜色散（PMD）的值应小于0.2ps/km。 2.5同一中继段光缆必须采用同一厂家光缆，且光缆的电气指数必须一致 2.6电性能测试 1.电性能测试应包括下列内容： 1)直埋光缆线路对地绝缘电阻； 2)防护接地装置地线电阻。 2.为保证光缆金属外护层免遭腐蚀，埋设接续后的单盘直埋光缆，其金属外护层对地绝缘电阻竣工验收指标应不低于10MΩ·km。目前暂允许10%的单盘光缆不低于 2MΩ·km。直埋光缆线路对地绝缘的测试方法应符合原邮电部《光缆线路对地绝缘指标及测试方法》的要求。 3.防护接地装置地线的接地电阻应小于2欧姆。 3.指标测试 1.光缆具体测试比例与要求如下：
目录 第一章 VENUS 测试软件快速入门 (1) 1软件功能特点 (1) 2 界面介绍 (1) 3试验界面介绍 (1) 4公共操作界面 (2) 5开始进行试验 (3) 6常规试验 (4) 7试验步骤 (5) 8 实验项目 (6) 第二章微机保护装置调试报告 (13) （一）WBTJ-821微机备自投保护装置 (13) 1.1 三段式复压闭锁电流保护 (14) 1.2 电流加速保护 (16) 1.3零序电流保护 (17) 1.4 零序加速保护 (18) 1.5 过负荷保护 (19) （二）WXHJ-803微机线路保护装置 (20) 2.1 差动保护调试 (21) 2.2 距离保护调试 (24) 2.3零序电流(方向)保护调试 (27) 2.4 重合闸调试 (31) （三）WHB-811变压器保护装置 (35) 3.1比率差动保护 (35) 3.2 过负荷保护 (38) 3.3 通风启动保护 (39) 3.4 有载调压闭锁保护 (40) 第三章实习总结 (41)
继电保护毕业调试实习 第一章 VENUS 测试软件快速入门 1软件功能特点 VENUS 测试软件是本公司经过多年的开发经验，全新开发的面向继电器的测试软件。 该软件包具有以下的功能特点: 模块化设计 灵活的测试方式 试验方式逐级进化 保护装置测试模板化 完整的报告解决方案 完整的测试模块 清晰的试验模块分类 完整的试验相关量的显示 试验帮助和试验模块对应 方便灵活的测试系统配置 2 界面介绍 界面布局 VENUS 继电保护测试仪第二版的主界面的布局如图所示，此界面分为左右两个部分，左边是试验方式选择栏，右边是试验方式控制栏。 在试验方式控制栏中有三个按钮代表三种不同的试验方式：元件试验、装置试验、电站综合试验，按下相应的按钮则表示将要用按钮所代表的试验方式进行试验。 试验控制栏--元件试验 在元件试验方式对应的控制栏的画面中按照常规试验、线路保护、发电机/变压器保护 三个部分分别列出了相应的试验模块，每个试验模块用一个图形按钮代表，在按钮的下方有试验模块的名称，用户只要用鼠标双击相应的试验模块按钮就可以直接进入试验界面。 3试验界面介绍 界面布局 从图中我们可以看出，试验界面分为：菜单、工具条、试验控制台、操作信息栏、任务 执行状态栏和状态条七个部分。 菜单 VENUS 测试软件的菜单栏位于界面的最上方，通过选择菜单中的菜单项，可以完成测 1
500kV系统继电保护光纤通道管理规定 一．总则 1.为加强继电保护光纤通道管理，进一步提高继电保护光纤通道可靠性，制定本规定。 2.本规定主要依据《继电保护和安全自动装置技术规程》（GB/T 14285-2006）、《线路保护及辅助装置标准化设计规范》（Q/GDW 161-2007）、《继电保护和电网安全自动装置检验规程》（DL/T 995—2006）和《光纤通道传输继电保护信息通用技术条件》等制定。 3.本规定适用于500kV继电保护光纤通道的调度、设计、基建、运行维护等。220千伏及以下系统可参照执行。 二.专业管理职责划分 1.专用纤芯方式 1.1保护用光纤直接由龙门架接续盒引出到线路保护装置的，接续盒至保护装置的光缆由继电保护专业负责维护。通信专业协助进行光纤的测试及熔接工作。 1.2保护用光纤由通信机房光配线架(ODF)引出到线路保护装置的，通信专业与继电保护专业以光配线架为分工界面。龙门架接续盒至通信机房光配线架的光缆及光配线架由通信专业负责维护。光配线架至保护装置的光缆由继电保护专业负责维护，通信专业协助进行光纤的测试及熔接工作。 2.复用接口方式 保护装置复用通道以配线架（数字配线架或音频配线架）作为继电保护专业和通信专业的分工界面。继电保护接口设备（保护用光电转换器）至配线架间的电
缆由保护专业维护，配线架和复用通信设备及其连接线由通信专业负责维护，继电保护接口设备由继电保护专业负责维护。 3.传输保护信号的光缆、数字电缆、音频电缆在通信侧各配线架的接线或改线方案由通信专业、继电保护专业的双方负责人签字确认，接线由通信专业人员负责。接线时，继电保护专业人员应到场配合。 三.管理规定和技术要求 1.对于配置双套光纤差动保护的线路，要求至少一套光纤差动保护使用双通道。 2.线路两套光纤纵联保护通道应使用两条完全独立的路由。 3.采用复用光纤通道的线路两侧继电保护设备，其使用的继电保护接口设备应采用同型号、同版本的产品。 4.采用2M方式传输的继电保护业务通道不得设置通道保护方式。 5.对于主干线光纤网络长度小于30km且建设有OPGW光缆的线路，宜优先采用专用纤芯作为保护通道。 6.对于传输继电保护信息的迂回光纤通道，迂回路由的站点应在500kV、220kV系统OPGW光纤通信骨干环网上。 7.传输保护的迂回光纤通道，通道传输收发延时应相同，且单向传输延时不得超过10ms，所经过的站点不宜超过6个站点，迂回所经线路长度不宜超过 1000km。 8.继电保护通道中任一设备故障，不应造成多于6条线路的一套主保护信号同时中断。
%物性参数 % 有机液体取69度 p1=997; cp1=2220; mu1=0.0006; num1=0.16; % 水取30度 p2=995.7; mu2=0.0008; cp2=4174; num2=0.62; %操作参数 % 有机物 qm1=18;%-----------有机物流量-------------- dt1=78; dt2=60; % 水 t1=23; t2=37;%----------自选----------- %系标准选择 dd=0.4;%内径 ntc=15;%中心排管数 dn=2;%管程数 n=164;%管数 dd0=0.002;%管粗 d0=0.019;%管外径 l=0.025;%管心距 dl=3;%换热管长度 s=0.0145;%管程流通面积 da=28.4;%换热面积 fie=0.98;%温差修正系数----------根据R和P查表------------ B=0.4;%挡板间距-----------------自选-------------- %预选计算 dq=qm1*cp1*(dt1-dt2); dtm=((dt1-t2)-(dt2-t1))/(log((dt1-t2)/(dt2-t1))); R=(dt1-dt2)/(t2-t1); P=(t2-t1)/(dt1-t1); %管程流速 qm2=dq/cp2/(t2-t1); ui=qm2/(s*p2);
%管程给热系数计算 rei=(d0-2*dd0)*ui*p2/mu2; pri=cp2*mu2/num2; ai=0.023*(num2/(d0-2*dd0))*rei^0.8*pri^0.4; %管壳给热系数计算 %采用正三角形排列 Apie=B*dd*(1-d0/l);%最大截流面积 u0=qm1/p1/Apie; de=4*(sqrt(3)/2*l^2-pi/4*d0^2)/(pi*d0);%当量直径 re0=de*u0*p1/mu1; pr0=cp1*mu1/num1; if re0>=2000 a0=0.36*re0^0.55*pr0^(1/3)*0.95*num1/de; else a0=0.5*re0^0.507*pr0^(1/3)*0.95*num1/de; end %K计算 K=1/(1/ai*d0/(d0-2*dd0)+1/a0+2.6*10^(-5)+3.4*10^-5+dd0/45.4); %A Aj=dq/(K*dtm*fie); disp('K=') disp(K); disp('A/A计='); disp(da/Aj); %计算管程压降 ed=0.00001/(d0-2*dd0); num=0.008; err=100; for i=0:5000 err=1/sqrt(num)-1.74+2*log(2*ed+18.7/(rei*sqrt(num)))/log(10); berr=err/(1/sqrt(num)); if berr<0.01 break; else num=num+num*0.01;
附件2 保护光纤通道测试报告 线路名称： 电压等级： 测试地点： 测试单位：单位盖章 测试日期：
编写人： 参与测试人员： 审查： 核定： - I -
一、测试条件 阴大雾大雨 二、设备情况 1、现场运行设备 64kbps2Mbps专用光纤 注：1、继电保护光电转换装置指将接点电信号转换为光信号的装置，如FOX-41A、GXC-01、CSY-102A等，有的可设展宽时间；继电保护信号数字复用接口装置指将光纤差动保护装置等出来的光信号转换为G.703规约2M电信号的装置，如MUX-2M、GXC-64/2M、CSY-186A等。 2、保护装置使用的64kbps采用G.703同向数字接口或2Mbps透明传输接口，SDH的2Mbps 通道再定时功能不用，此项工作由通信人员负责。 2、试验仪器
三、保护通道构成 备注：以罗平变滇罗Ⅰ线为例，主一保护通道一通信通道编号为如“罗平变2M29”，通道路由为点对点，罗平——滇东。通道路由通常指：专用、点对点、迂回，当为迂回时应说明迂回通道经过的站点。 四、差动保护光纤通道测试 4.1专用光纤方式
（A）配有光纤接线盒的专用光纤通道连接图 （B）未有光纤接线盒的专用光纤通道连接图 图1 差动保护专用光纤通道连接示意图 4.1、保护装置及保护通信接口装置发光功率和接收功率测试 测试目的：测试保护装置和光纤接口的发光功率以及接收功率。 测试方法：分别用光功率计测量保护装置发信端（FX）尾纤的光功率——保护装置的发光功率和保护装置收信端（RX）尾纤的光功率——保护装置接收到的光功 率。 测试地点：保护装置光纤端口和光纤接线盒光纤端口及ODF架处。 测试分工：测试点1处由继保人员负责，测试点2处由保护人员和通信人员共同负责。注意事项：1、了解保护装置和保护通信接口装置的发光功率是否在厂家的给定范围内，同时测试尾纤及接头的损耗是否满足要求。 2、新安装试验、全检及部检时测试点1和测试点2都应进行测试，并建立
换热器计算程序 2.1设计原始数据 表2—1 名称设计压力设计温度介质流量容器类别设计规范单位Mpa ℃/ Kg/h / / 壳侧7.22 420/295 蒸汽、水III GB150 管侧28 310/330 水60000 GB150 2.2管壳式换热器传热设计基本步骤 （1）了解换热流体的物理化学性质和腐蚀性能 （2）由热平衡计算的传热量的大小，并确定第二种换热流体的用量。 （3）确定流体进入的空间 （4）计算流体的定性温度，确定流体的物性数据 （5）计算有效平均温度差，一般先按逆流计算，然后再校核 （6）选取管径和管内流速 （7）计算传热系数，包括管程和壳程的对流传热系数，由于壳程对流传热系数与壳径、管束等结构有关，因此，一般先假定一个壳程传热系数，以计算K，然后再校核 （8）初估传热面积，考虑安全因素和初估性质，常采用实际传热面积为计算传热面积值的1.15~1.25倍 l （9）选取管长 N （10）计算管数 T （11）校核管内流速，确定管程数 D和壳程挡板形式及数量等 （12）画出排管图，确定壳径 i （13）校核壳程对流传热系数 （14）校核平均温度差 （15）校核传热面积 （16）计算流体流动阻力。若阻力超过允许值，则需调整设计。
2.3 确定物性数据 2.3.1定性温度 由《饱和水蒸气表》可知，蒸汽和水在p=7.22MPa、t>295℃情况下为蒸汽，所以在不考虑开工温度、压力不稳定的情况下，壳程物料应为蒸汽，故壳程不存在相变。 对于壳程不存在相变，其定性温度可取流体进出口温度的平均值。其壳程混合气体的平均温度为： t=420295 357.5 2 + =℃（2-1） 管程流体的定性温度： T=310330 320 2 + =℃ 根据定性温度，分别查取壳程和管程流体的有关物性数据。 2.3.2 物性参数 管程水在320℃下的有关物性数据如下：【参考物性数据无机表1.10.1】 表2—2 密度ρ i- =709.7 ㎏/m3 定压比热容c pi =5.495 kJ/㎏.K 热导率λ i =0.5507 W/m.℃ 粘度μ i =85.49μPa.s 普朗特数Pr=0.853 壳程蒸气在357.5下的物性数据[1]：【锅炉手册饱和水蒸气表】 表2—3
Q/SH1020 中国石化集团胜利石油管理局企业标准 Q/SH1020 ××××－×××× 液—液换热器传热性能测试 与计算方法 2005－××－××发布 2005－××－××实施中国石化集团胜利石油管理局发布
Q/SH1020××××－×××× 目次 前言 1 范围 (1) 2 规范性引用文件 (1) 3 总则 (1) 4 术语和定义 (1) 5 测试 (1) 6 换热器热负荷和传热性能指标计算 (2) 7 测试报告主要内容 (4) 附录A（资料性附录）测试计算数据综合表 (5) 附录B（资料性附录）测试数据汇总表 (6) 附录C（提示性附录）符号 (6) I
Q/SH1020××××－×××× 前言 本标准的附录A、附录B为资料性附录，附录C为提示性附录。 本标准由胜利石油管理局节能专业标准化委员会提出并归口。 本标准由中国石化集团胜利石油管理局批准。 本标准起草单位：中国石化胜利油田有限公司技术检测中心能源监测站。 本标准主要起草人：许涛、宋鑫、王强、王贵生、周长敬、李忠东、邓寿禄、冯国栋、郑召梅。 II
液-液换热器传热性能测试与计算方法 1 范围 本标准规定了液-液换热器传热性能的测试方法、技术要求、测试用仪器仪表、计算方法及测试报告主要内容。 本标准适用于液-液换热器（以下简称换热器）。 2 规范性引用文件 下列文件中的条款通过本标准的引用而成为本标准的条款。凡是注日期的引用文件，其随后所有的修改单（不包括勘误的内容）或修订版均不适用于本标准，然而，鼓励根据本标准达成协议的各方，研究是否可使用这些文件的最新版本。 GB 151-1999 管壳式换热器 GB16409-1996 板式换热器 3 总则 3.1 换热器传热性能测试体系是由被测试换热器、冷热流体循环系统及测试仪表组成。 3.2 换热器型号表示方法符合GB 151-1999中3.10和GB16409-1996中3.5的规定。 3.3 换热器传热性能测试分级：一级测试为鉴定新投产换热器的测试，二级测试为换热器运行中的测试。 4 术语和定义 下列术语和定义适用于本标准。 4.1 液-液换热器 指水-水、水-油、油-油等以液体与液体之间进行热交换的换热器。 4.2 换热器一次侧 指热量的提供侧，即高温介质端。 4.3 换热器二次侧 指热量的接收侧，即低温介质端。 4.4 换热器传热性能指标 4.4.1 对数平均温差 指冷热流体平均温差的表示，表征换热器传热的动力。 4.4.2 传热效率 指实际传热量与最大理论传热量之比值。 4.4.3 传热面积 指从放热介质中吸收热量并传递给受热介质的表面积。 4.4.4 传热系数 指单位传热面积上，冷热流体的平均温差为1℃时，两流体通过换热器所传递的热量。 4.5 额定热负荷 指换热器使用设计的介质流体，在设计参数下运行，即在规定的介质流量、温差和一定的传热效率下连续运行时，单位时间的传热量。 4.6 运行热负荷 指在换热器连续运行工况下，单位时间的传热量。 4.7 热平衡相对误差 指一次侧热负荷与二次侧热负荷之差值与一次侧热负荷之比。 4.8 传热系数误差 指在额定热负荷工况下测试两次所得的传热系数，两值之差与其中较大的传热系数之比。 5 测试 5.1 测试技术要求 1
上海化工机械二厂 板式换热器计算程序V6.0使用说明 一、概述 1、板式换热器是一种高效紧凑型热交换设备。它具有传热效率高，阻力损失小，结构紧凑，拆装方便，操作灵活等优点。目前广泛应用于冶金、机械、电力、石油、化工、制药、纺织、造纸、食品、城镇小区集中供热等各个行业和领域。 2、在以往工程设计中，板式换热器设计计算均采用手算，方法有以下两种： ⑴简易算法：假定理论传热系数，求出换热面积，选定厂家及换热器型号，计算板间流速，通过厂家样本提供的传热特性曲线及流阻特性曲线，查出实际传热系数及流阻，经过反复校核得出满足工艺条件的结果，最终确定换热器型号及换热面积大小。这种算法的优点是计算简单，步骤少，时间短；缺点是结果不准确。造成结果不准确的原因主要是样本所提供的传热特性曲线及流阻特性曲线是一定工况条件下的曲线，而设计工况可能与之不符。 ⑵标准算法：选定厂家，根据角孔流速确定换热器型号，从手册查出在设计工况下冷、热介质的各种物理参数，根据厂家样本提供的传热经验公式及流阻经验公式进行热工计算，求出传热系数及流阻，经过反复校核得出满足工艺条件的结果，最终确定换热器型号及换热面积大小。这种算法的优点是计算结果准确；缺点是计算复杂，步骤多，时间长。 3、利用计算机进行板式换热器设计计算，充分发挥了计算机运算速度快的特长，一个计算在微机上几秒钟内就能完成，且结果的准确性是手算难以达到的。另一个主要特点是程序中存贮了计算所需的不同水温时水的各种物理参数及板式换热器定型设备的所有参数，设计人员在计算机上进行计算时只需输入工艺条件（如水量、水温、流阻等）就能马上得出计算结果，这为设计人员提供了极大的方便。计算人员还可以输入不同的工艺条件（如水量、水温相同，流阻不同等）得出不同的计算结果，或更换换热器型号以得出不同的计算结果，通过对结果的比较、优化，最终选定既经济合理又性能可靠的板式换热器。 二、编制依据 《板式换热器的设计计算》张治川著； 《热交换器设计手册》〔日〕尾花英朗著； 《换热器》邱树林、钱滨江著； 《换热设备的污垢与对策》杨善让、徐志明著； 《换热器设计手册》钱颂文主编； 三、应用范围 程序仅用于计算上海化工机械二厂生产的板式换热器。 四、使用方法 1、打开显示器、打印机、计算机主机电源开关，操作系统应为WIN98或更高版本，文字处理采用OFFICE97或更高版本，打印纸选择A4 2、将带有板式换热器计算程序的安装盘插入光盘驱动器，执行安装命令SETUP.EXE，按屏幕提示进行。若复制文件发生访问冲突时，选择“忽略”，直至安装完毕。 3、单击“开始”按钮，执行“程序”菜单中的“板式换热器计算程序”，开始运算。整个运算过程全部采用人机对话，操作者只需按照屏幕的提示进行操作即可得到满意的计算结果。
换热能力验证 1、试验目的 验证换热器的换热性能流体阻力特性。 2、实验依据 JB/T 10379-2002 换热器热工性能和流体阻力特性通用测定方法。 3、试验单位资质 ISO17025 4、实验条件 4.1试验地点 4.2 试验对象 4.3 实验设备 序号名称数 量型号测试厂家鉴定单位合格证 到期日期 1 涡轮流量传 感器 1 LWGY-40 2 压力传感器 1 DW115DP0-500Kpa 3 水银温度计 2 50-100 4 温度传感器 6 PT100 5 风速仪 1 VT100 6 压力传感器 1 475-0 MARK III 4.4状态要求 乙二醇溶液额定流量15 l/min 冷风额定流量0,475 m3/s 乙二醇溶液配比48/52%（体积比）
4.5环境要求 测试环境温度为20 .....+45 ℃左右 5、试验步骤 5.1 换热量测试—变冷介质流量（在100%通风面积和90%通风面积两种条件下分别测试） 5.1.1 将换热器按照JB/T 10379-2002 图2安装到测试台上。 5.1.2 冷介质进口温度为环境温度a℃ 5.1.3 热介质进口温度为a+20℃。 5.1.4 调节热介质在15 l/min 5.1.5 将冷却介质（冷却风）分别调节到0.5m3/s，0.9m3/s，1.3m3/s，1.76m3/s，2.2m3/s， 2.64m3/s， 5.1.6 按照JB/T10379-2002 记录各项测试参数值。 5.1.7 计算换热量 冷介质热流量 热介质热流量 平均换热量 热平衡误差 5.2 换热量测试-变热介质流量
5.2.1 将换热器按照JB/T10379-2002 要求安装到测试台上。 5.2.2 冷介质进口温度为环境温度a ℃ 5.2.3 热介质进口温度为a+20℃ 5.2.4 按照下表调节冷热测流量 5.2.5 按照JB/T10379-2002 记录各项测试参数值 5.2.6 计算换热量 冷介质热流量 热介质热流量 平均换热量 热平衡相对误差 5.3 风侧阻力曲线 5.3.1 换热面积100% 5.3.1.1 将换热器按照JB/T10379-2002 图2要求安装到测试台上 5.3.1.2 冷风测试温度：环境温度20-45℃ 5.3.1.3 控制热介质（乙二醇溶液）在15 l/min 5.3.1.4 控制热介质（乙二醇溶液进口温度为75℃，进出口平均温度72℃。 5.3.1.5 冷风变化范围0.15m3/s-0.6 m3/s(0.15,0.25,35,0.475,0.6) 5.3.1.6 记录不同介质流量下对应的压降 5.3.2 换热面积90% 5.3.2.1 将换热器按照JB/T10379-2002 图2要求安装到测试台上 5.3.2.2 冷风测试温度：环境温度20-45℃ 5.3.2.3 控制热介质（乙二醇溶液）在15 l/min 5.3.2.4 控制热介质（乙二醇溶液进口温度为75℃，进出口平均温度72℃。 5.3.2.5 冷风变化范围0.5m3/s-2.64 m3/s(0.5,0.9,01.3,1.76,2.2,2.64) 5.3.2.6 记录不同介质流量下对应的压降 5.4 热侧（乙二醇溶液）阻力曲线 5.4.1将换热器按照JB/T10379-2002 图2要求安装到测试台上
换热器性能综合测试 实验
第一章实验装置说明 第一节系统概述 一、装置概述 目前我国传热元件的结构形式繁多，其换热性能差异较大，在合理选用和设计换热器的过程中，传热系数是度量其性能好坏的重要指标。本装置通过以应用较为广泛的间壁式换热器（共有套管式换热器、螺旋板式换热器、列管式换热器和钎焊板式换热器四种）为实验对象，对其传热性能进行测试。。 二、系统特点 1.采用四种不同结构的换热器（分别为套管式换热器、螺旋板式换热器、列管式换热器和钎焊板式换热器）作为实验对象，对其进行性能测量。 2.实验装置可测定换热器总的传热系数、对数传热温差和热平衡误差等，并能根据不同的换热器对传热情况和性能进行比较分析。 3.实验装置采用工业现场的真实换热器部件，与实际应用接轨。 三、技术性能 1.输入电源：三相五线制 AC380V±10% 50Hz 2.工作环境：温度-10℃～+40℃；相对湿度＜ 85%(25℃)；海拔＜4000m 3.装置容量：＜4kVA 4.套管式换热器：换热面积0.14m2 5.螺旋板式换换热器：换热面积1m2 6.列管式换热器：换热面积0.5m2 7.钎焊板式换热器：0.144m2 8.电加热器总功率：＜3.5kW 9.安全保护：设有电流型漏电保护、接地保护，安全符合国家标准。 四、系统配置 1.被控对象系统：主要由不锈钢钢架、热水箱、热水泵、冷水箱、冷水泵、涡轮流量计、PT100温度传感器、板式 __________________________________________________
换热器、列管式换热器、套管式换热器、螺旋板式换热器、冷凝器、电加热棒、电磁阀、电动球阀、黄铜闸阀以及管道管件等。 2.控制系统：主要由电源控制箱、漏电保护器、温度控制仪、流量显示仪、调压模块、开关电源以及开关指示灯等。 第二节换热器的认识 一、换热器的形式 能使热流体向冷流体传递热量，满足工艺要求的装置称为换热器。换热器的形式有很多，用途也很广泛。诸如为高炉炼铁提供热风的热风炉，就是一座大型蓄热式陶土换热器；热电厂锅炉上的高温过热器是以辐射为主的高温换热器，而省煤器是以对流为主的交叉流换热器；冶金工厂安装在高温烟道中的热回收装置常用片状管式、波纹管式、插件式等型式换热器；制冷系统上的冷凝器、蒸发器属于有相变流体的换热器，这类换热器无所谓顺流或逆流；内燃机的冷却水箱属于交叉流间壁式换热器的一种。 二、几种主要的换热器 1.列管式换热器（图1） 列管式换热器是目前化工及酒精生产上应用最广的一种换热器。它主要由壳体、管板、换热管、封头、折流挡板等组成。列管式换热器可以采用普通碳钢、紫铜或不锈钢进行制作。在进行换热时，一种流体由封头的连结管处进入，在管道中流动，从封头另一端的出口管流出，这称之管程；另-种流体由壳体的接管进入，从壳体上的另一接管处流出，这称为壳程。 列管式换热器有多种结构形式，常见的有固定管板式换热器、浮头式换热器、填料函式换热器及U型管式换热器。 2.螺旋板式换热器（图2） __________________________________________________
华北电力大学 继电保护与自动化综合 实验报告 院系班级 姓名学号 同组人姓名 日期年月日 教师肖仕武成绩
Ⅰ. 微机线路保护简单故障实验 一、实验目的 通过微机线路保护简单故障实验，掌握微机保护的接线、动作特性和动作报文。 二、实验项目 1、三相短路实验 投入距离保护，记录保护装置的动作报文。 2、单相接地短路实验 投入距离保护、零序电流保护，记录保护装置的动作报文。 三、实验方法 1 表1- 1 2、三相短路实验 1) 实验接线 图1- 1 表1- 2
表1- 3 三相短路故障，距离保护记录 4) 保护动作结果分析 R=5.0Ω，X=1.0Ω时，距离保护I段动作，故障距离L=20.00 R=5.0Ω，X=3.3Ω时，距离保护II段动作，故障距离L=74.00 R=5.0Ω，X=6.0Ω时，距离保护III段动作，故障距离L=136.00 3、单相接地短路实验 1) 实验接线 见三相短路试验中的图1-1 2) 实验中短路故障参数设置 见三相短路试验中的表1-2 表1- 4 A相接地故障，保护记录 4) 报文及保护动作结果分析 R=5.0Ω，X=1.0Ω时，距离保护I段动作，故障距离L=20.00 R=5.0Ω，X=3.3Ω时，距离保护II段动作，故障距离L=77.50 R=5.0Ω，X=6.0Ω时，距离保护III段动作，故障距离L=142.00 四、思考题 1、微机线路保护装置161B包括哪些功能？每个功能的工作原理是什么？与每个功能相关的整定值有哪些？ 功能：距离保护，零序保护，高频保护，重合闸 1）距离保护是反应保护安装处到故障点的距离，并根据这一距离远近而确定动作时限的一种动作 距离保护三段1段：Z1set=（0.8~0.85）Z l，瞬时动作 2段：Z1set=K（Z l+Z l1）,t=0.05
光缆工程验收内容及标准 1、竣工资料：单点验收时，除了要有图纸，还必须要附上工程说 明；项目验收时，必须要有装订成册的整本竣工资料。验收时， 设计单位必须派人带上该工程的设计文件一起参加验收，竣工 图纸与设计图纸有出入的地方，必须要有设计变更。竣工图纸 必须附有管孔排布图、子管占用图以及工作量表，图纸必须要 与现场相符，并有足够的参照物， 2、竣工测试记录：包括光缆配盘图、单盘光缆衰减统计表、光纤 接头损耗测试记录表、光纤线路衰减测试表、光纤后向散射信 号曲线检查记录表等。 3、线路检查内容和标准 ①按设计要求在光缆线路上安装光缆警示牌，并在图纸上标示 出来。 ②子管中间不能有接头，未放光缆的子管必须用管塞封堵，未 放子管的 PVC 管要加堵塞。子管要伸出喇叭口 10－15 厘米，并用细铁丝绑扎好。 ③手孔内的光缆不准垮井铺设，要沿手孔壁铺设，光缆转弯要 顺畅，光缆出子管口 15cm 内不能有弯曲。 ④手孔内光缆必须紧靠手孔壁，绑扎在弯头膨胀螺丝上（两个 弯头，弯头朝下），位置不影响以后其他光缆的布放。用塑料扎 带绑扎，绑扎结朝内，光缆用网纹管保护。网纹管等保护套管 应该伸入到子管内 10cm（96 芯以下，含 96 芯），96 芯以上的光缆网纹管等保护套管应该伸入到子管内 5－10cm。
⑤在井内两端距子管口 30－35cm 处，应各悬挂光缆吊牌一块，吊牌方向朝上应该一致，并方便打开井盖时看到,如井内有接头盒，需在每条光缆离接头盒出口处 10－15cm 处再挂一个吊牌，用塑料扎带绑扎。 ⑥对于井内盘留光缆的，盘留的光缆需要用红色漆包铜线绑扎固定。
⑦管道光缆接头盒安放 （a）人孔内的光缆接头盒安装位置应符合设计要求，接头应有定位措施，安装牢固。 （b）人孔内光缆余长应盘绕、捆扎整齐，将盘好的余长光缆采用挂钩或盘架固定在人孔壁上，用单枝红扎线绑扎。 （c）光缆割接工程后，受影响的基站、机房、汇接环的纤芯分配表都需要更新。 ⑧架空和吊空光缆检查内容和标准： 1、架空光（电）缆的引上保护：电杆安装引上钢管，位置、高度、弯头等安装应安全、牢固，符合技术要求。 2、转弯处的电杆或靠近路边的电杆底部需喷上红白相间的标志。