工業設備及管道絕熱結構外表面換熱系數取值的探討

丁玉棟王強 王宏 重慶大學工程熱物理研究所 重慶 400030

胡先林 中國成達工程有限公司 成都 610041

范勇剛 中國電力工程顧問集團西南電力設計院 成都 610021

伍立新 西斯爾(廣州)建材有限公司 廣州 510623

標準與規范

工業設備及管道絕熱結構外表面換熱系數取值的探討

丁玉棟*王強 王宏 重慶大學工程熱物理研究所 重慶 400030

胡先林 中國成達工程有限公司 成都 610041

范勇剛 中國電力工程顧問集團西南電力設計院 成都 610021

伍立新 西斯爾(廣州)建材有限公司 廣州 510623

對比和分析《工業設備及管道絕熱工程設計規范》GB 50264－97中絕熱結構外表面換熱系數計算結果與國外標準和經典實驗關聯式中相同條件下換熱系數取值，指出該規范中換熱系數計算方法的欠妥之處;修正保溫效果檢測研究中水平和豎直放置圓管絕熱結構外表面換熱系數的計算公式，計算結果表明修正后的公式可以反映真實的傳熱過程特性;并建議參照美國標準ASTM C680－2004計算水平平板對流換熱系數。

國家標準絕熱結構換熱系數設備管道

《工業設備及管道絕熱工程設計規范》GB 50264－97［1］在保溫節能和絕熱工程設計中發揮了重要作用，但隨著科技的進步和國家經濟的發展，該規范中的某些規定已不符合當前節能減排和工業發展的要求。例如該標準在進行經濟厚度、最大允許熱損失下的厚度、表面放熱損失量和絕熱結構外表面溫度的計算中，室外絕熱結構外表面換熱系數的計算只考慮了風速變化的影響，并且與《設備及管道絕熱設計導則》GB/T 8175［2］中提供的絕熱結構外表面換熱系數計算公式不統一。在設備和管道絕熱設計過程中，換熱系數計算的合理性將直接影響最終絕熱方案的制定與實施。因此，在不同外表面特性和現場氣象條件下外表面換熱系數的合理取值非常重要。

Wijeysundera［3］的研究表明:表面換熱系數的15%不確定量可導致15%～20%在預測熱流中的不確定量，而且絕熱結構外表面傳熱系數的取值對絕熱計算時的保溫層厚度影響很大，某些情況可達20～40mm。不恰當的取值很可能帶來外表面超溫，增大熱損失量，影響經濟性;對于工藝參數要求嚴格的情況，超溫甚至可能導致安全事故。

為切實做好《工業設備及管道絕熱工程設計規范》GB 50264－97的修訂工作，經修訂組分析和探討規范中的絕熱結構外表面傳熱系數的取值，提出更符合國際通行標準且便于操作的公式，以供相關人員在引用和修訂規范時參考。

1 計算方法

為對GB 50264－97標準中換熱系數計算方法進行校核，將其同國際上現行常用標準或規范中的絕熱結構外表面保溫、保冷換熱系數計算方法進行對比。采用的對比標準和計算規范包括:《傳熱學(第四版)》中經典實驗關聯式［4］、ASTM C680－2004美國標準［5］、JIS A9501－2006日本標準［6］、BS EN ISO 12241－2008英國標準［7］和VDI 2055－2007德國標準［8］。各標準及規范中輻射換熱系數αr計算公式為:

1.1 GB 50264－97標準

GB 50264－97標準中規定了兩種絕熱結構外表面換熱系數的計算方法。

方法A是在進行經濟厚度、最大允許熱損失下的厚度、表面放熱損失量和絕熱結構外表面溫度的計算中，室外絕熱結構外表面換熱系數αS的計算:

方法B是在保溫效果檢測研究中的保溫計算，外表面放熱系數αS應為表面材料的輻射放熱系數與對流放熱系數之和。

1.2 《傳熱學》中經典實驗關聯式

外表面換熱系數為表面材料的輻射放熱系數與對流放熱系數之和。

(1)有風(強制對流)時，流體橫掠圓管(單管)對流放熱實驗關聯式為:

該式對空氣的實驗溫度驗證范圍為15.5～980℃，并可根據對空氣的實驗結果而推廣到液體。

流體外掠平板時的對流放熱實驗關聯式為:

(2)無風(自然對流)時，豎圓管及豎平板對流放熱實驗關聯式為:

當豎直圓管不滿足d/H≥35/Gr0.25，用如下關聯式:

無風時水平圓管對流放熱實驗關聯式為:

無風時對于水平熱面向上(冷面向下)的情形，對流放熱實驗關聯式為:

無風時對于熱面朝下(冷面向上)的情形，對流放熱實驗關聯式為:

式(4)～式(11)中特征尺寸和常數項的取值參考文獻［4］。

1.3 ASTM C680－2004

外表面換熱系數為表面材料的輻射放熱系數與對流放熱系數之和。

(1)有風(強制對流)時，對流換熱計算公式與式(4)、式(5)、式(6)一致。

(2)無風(自然對流)時，水平圓管的對流換熱計算式為:

對豎直圓管和豎直放置的平板，對流換熱計算式為:

式(13)在整個Ra范圍內均可使用，但為了計算結果更準確，在層流范圍可用下式計算:

水平平板自然對流換熱系數計算式與式(10)和(11)一致。

1.4 JIS A9501－2006

外表面換熱系數為表面材料的輻射放熱系數與對流放熱系數之和。無風(自然對流)時，換熱系數計算式與強制對流情況下的計算公式一致，只需將風速取W=0 m/s即可。

對豎直圓管和豎直放置的平板，對流換熱計算式為:

圓管水平放置時換熱系數計算式:

平板水平放置時換熱系數計算式:平板熱面向上時:

平板熱面向下時:

1.5 BS EN ISO 12241:2008

外表面換熱系數為表面材料的輻射放熱系數與對流放熱系數之和。

(1)有風(強制對流)時，流體橫掠圓管表面換熱系數計算式為:

對于室外平板，特征尺度H在豎直放置時采用平板高度;水平放置時采用平板長度，計算式如下:

(2)無風(自然對流)時水平放置和豎直放置圓管絕熱結構外表面換熱系數如式(21)和(22)所示:

水平和豎直放置的平板絕熱結構外表面換熱系數的計算均采用式(28)和式(29)。

1.6 VDI 2055－2007

外表面換熱系數為表面材料的輻射放熱系數與對流放熱系數之和。

(1)無風(自然對流)時，水平放置圓管的對流換熱計算式為:

豎直放置圓管的對流換熱計算式為:

(2)有風(強制對流)時流體橫掠圓管外表面換熱系數計算式為:

2 計算結果及影響分析

鑒于《傳熱學》第四版中的實驗關聯式是通過對大量實驗數據的擬合得到，因此在計算結果分析中，均以《傳熱學》第四版的實驗關聯式計算值作為對比基準。文中曲線標注含義，見表1。

表1 曲線標注含義

2.1 風速

風橫掠圓管時強制對流換熱系數隨風速的變化，見圖1。

圖1 風橫掠圓管強制對流時換熱系數隨風速的變化

圖中-H表示水平放置，-V表示垂直放置，-HU表示水平平板熱面向上，-H-D表示水平平板熱面向下。

由圖1可知，JISA9501-H、HT-BOOK、ASTMC 680、VID 2055和GB 50264B計算結果和變化趨勢基本相同;ISO 12411與其它標準相比，隨風速增加較快;計算區域內，GB 50264A與HTBOOK相比，計算結果的最大絕對誤差10.1W/ (m·K)，相對誤差為267%;GB 50264B與HTBOOK之間計算結果的最大絕對誤差2.6W/(m2·K)，相對誤差為11%。

風外掠平板時強制對流換熱系數隨風速的變化，見圖2。

圖2 風外掠平板強制對流時換熱系數隨風速的變化

由圖2可知，ISO 12411、HT-BOOK、VDI 2055、ASTM C680-H-D和ASTM C680-V的計算值基本相同;JIS A9501－2006標準和GB 50264標準中經濟厚度，最大熱損失下表面放熱換熱系數的計算值(GB 50264B)與其它標準計算結果相比偏大。

分析ASTM C680的計算過程可知，在平板熱面向上時，定壁溫下風速愈低，混合對流中自然對流的比例愈大，因此低風速時計算結果大于僅考慮強制對流時的計算結果，隨風速的增加，表面放熱換熱系數逐漸趨于一致。在給定計算區域內，GB 50264A與HT-BOOK之間絕對誤差隨風速的增加逐漸增大，但相對誤差隨風速的增加逐漸減小。最小絕對誤差10.57W/(m2·K)，對應的相對誤差為323%;最大絕對誤差16.47 W/(m2·K)，對應的相對誤差為155%;當風速W＞1 m/s時，GB 50264B與HT-BOOK間的絕對誤差和相對誤差隨風速的增加而逐漸增加，最大絕對誤值為6.68W/(m2·K)，最大相對誤差為62.9%。這表明GB 50264-97在方法A中用公式(2)計算的絕熱結構外表面強制對流換熱系數誤差較大，需改進計算方法。而GB 50264-97在方法B中用公式(1)和式(4)計算的絕熱結構外表面強制對流換熱系數與HT-BOOK和ASTM C680間的誤差遠小于方法A，尤其是風橫掠圓管強制對流換熱系數的計算結果與HT-BOOK和ASTM C680符合較好。

2.2 強制對流時的絕熱結構特征尺寸

GB 50264-97標準中計算絕熱結構外表面換熱系數的方法A無法反映絕熱結構幾何特征的影響，而且其換熱系數計算值大于其它標準或方法的計算值。

風橫掠圓管強制對流時換熱系數隨特征尺寸的變化，見圖3。

圖3 風橫掠圓管強制對流時換熱系數隨特征尺寸的變化

由圖3可知，除GB 50264A和JIS A9501-V外，其余標準中換熱系數均隨管徑的增大而逐漸減小;JIS A9501-H、HT-BOOK、ASTM C680、VDI 2055和GB 50264B的大小和變化趨勢基本一致，ISO 12411計算值偏大;在計算區域內，GB 50264A與HT-BOOK之間的最大絕對誤差11.8W/ (m2·K)，相對誤差為140%，且誤差隨管徑的增大而增加;GB 50264B與HT-BOOK符合較好，兩者間的最大相對誤差為7%。

風外掠平板強制對流時換熱系數隨特征尺寸的變化，見圖4。

圖4 風外掠平板強制對流時換熱系數隨特征尺寸的變化

分析圖4可知，計算水平平板和豎直平板強制對流外表面換熱系數時，日本標準JIS A9501－2006沒有體現絕熱結構幾何特征的影響，其余標準中換熱系數隨平板特征尺寸的增大而逐漸減小; HT-BOOK、ASTM C680-H-D、ASTM C680-V、VDI 2055和ISO 12411的大小和變化趨勢基本一致;在給定的特征尺寸計算區域內，GB 50264A與HT-BOOK間的最大絕對誤差14.9 W/(m·K)，相對誤差為285%，且誤差隨特征尺寸的增加而增大。同樣對GB 50264-97標準中方法B進行比較，方法B中沒有提及對于水平或豎直放置的平板外表面換熱如何計算，此處將式(4)中的D視為沿流動方向的平板長度帶入計算，比較發現在特征尺寸L為0.5m左右時，GB 50264B與HT-BOOK的值基本一致;隨特征尺寸L的增加，GB 50264B與實驗關聯式(HT-BOOK)間的誤差也逐漸增加，最大相對誤差為38.7%。這表明GB 50264-97中方法A忽略絕熱結構的幾何特征變化的影響是不合適的;而方法B計算平板外表面換熱系數時同樣誤差較大，不太適合，但用于計算圓管時，符合程度較好。

2.3 強制對流時的絕熱結構壁面溫度

圖5和圖6分別為風橫掠圓管和外掠平板時強制對流換熱系數隨壁面溫度的變化。由于GB 50264-97標準中計算絕熱結構外表面換熱系數的方法A沒有考慮表面溫度的變化對換熱系數的影響，因此表面換熱系數不隨溫度而變化。而其它標準或計算方法中，除日本JIS A9501－2006標準外，其他標準中換熱系數隨溫度變化而改變的量值均很小，并且此很小量值的變化主要是溫度增加導致輻射換熱增強而引起的。如當壁面溫度由20℃升高到60℃時，風橫掠圓管強制對流換熱系數HT-BOOK值僅增加了0.3 W/(m2·K)。相對增量2.8%，見圖5。

圖5 風橫掠圓管強制對流時換熱系數隨壁面溫度的變化

風外掠平板強制對流換熱系數HT-BOOK值增加了0.58W/(m2·K)，相對增量9%，見圖6。

這表明，當絕熱結構外表面換熱系數視為表面材料輻射放熱系數與對流放熱系數之和時，可以忽略壁面溫度變化對強制對流換熱的影響。

圖6 風外掠平板強制對流時換熱系數隨壁面溫度的變化

2.4 自然對流時的絕熱結構特征尺寸

水平圓管自然對流換熱系數隨特征尺寸的變化，見圖7。

圖7 水平圓管自然對流換熱系數隨特征尺寸的變化

圖7中，在計算范圍內GB 50264A與HTBOOK計算結果的最大絕對誤差為5.7W/(m2· K)，相對誤差達到了97%;而GB 50264B與HTBOOK、ASTM C680、VDI 2055、ISO 12411和JIS A9501計算值吻合較好，與HT-BOOK相比，兩者間最大絕對誤差為0.95 W/(m2·K)，相對誤差為12%。當圓管或平板豎直放置時，自然對流換熱系數計算中特征尺寸取豎直高度。為進行比較，將式(3)中D代入豎直高度進行計算，結果見圖8。

由圖8可知，在特征尺寸較小(H≤1.5m)時，HT-BOOK、ISO 12441和ASTM C680計算值有先降后升的變化過程，這是由豎直自然對流的流動特性所導致的，隨著特征尺寸的增大，流動進入紊流區，此時換熱系數趨于穩定。在特征尺寸H≤1.5m時，GB 50264A與HT-BOOK之間的最大絕對誤差為5.3W/(m2·K)，相對誤差為85%;在特征尺寸H＞1.5m時，GB 50264A與HT-BOOK之間的最大絕對誤差為5W/(m2·K)，最大相對誤差為50%。而GB 50264B與HT-BOOK之間的差值隨著特征尺寸的增加而變大，計算范圍內最大絕對誤差為2.5 W/(m2·K)，相對誤差為38%。

圖8 豎直圓管及豎直平板自然對流換熱系數

圖9和圖10分別為水平平板熱面向上和熱面向下時自然對流換熱系數隨特征尺寸的變化。

圖9 水平平板熱面向上自然對流換熱系數隨特征尺寸的變化

圖10 水平平板熱面向下自然對流換熱系數隨特征尺寸的變化

為了與HT-BOOK和ASTM C680進行比較，計算時將公式(3)中的D用水平平板的特征尺寸L帶入計算，特征尺寸L的定義為:L=Ap/P，其中，Ap、P分別為平板的換熱面積和周界長度。對水平平板自然對流換熱，由于浮升力的作用，熱面向上時換熱系數明顯比熱面向下時大，但比較圖9和圖10發現GB 50264A、GB 50264B、VDI 2055和ISO 12441均沒反映出這種差別。水平平板熱面向上時，在計算范圍內GB 50264A與HTBOOK之間最大絕對誤差為3.3 W/(m2·K)，相對誤差為40%，且誤差基本上不隨特征尺寸變化; GB 50264B與HT-BOOK的最大絕對誤差為3.2 W/ (m2·K)，相對誤差為38%，誤差隨特征尺寸的增加而增大。水平平板熱面向下時，計算范圍內GB 50264A與HT-BOOK之間最大絕對誤差為8.1W/(m2·K)，最大相對誤差為230%，兩者間誤差隨特征尺寸的增加而變大。GB 50264B與HT-BOOK之間的最大絕對誤差為3.4 W/(m2· K)，最大相對誤差為66%，兩者間誤差隨特征尺寸的增加而減小。

通過分析圖7～圖10可知，GB 50264-97標準中方法A不考慮絕熱結構幾何特征變化的影響，將自然對流換熱系數值取為常數的做法是不合適的。而GB 50264-97標準中方法B雖然考慮了絕熱結構幾何特征變化的影響，但沒有考慮絕熱結構放置方式的影響，因此用于計算豎直圓管、豎直平板、水平平板熱面向上和熱面向下自然對流換熱系數時誤差較大。這表明GB 50264-97標準中方法B僅對水平放置圓管自然對流換熱系數計算適應性較好。

2.5 自然對流時的絕熱結構壁面溫度

圖11～圖14為圓管及平板自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化。

水平圓管自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化，見圖11。

圖11 水平圓管自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化

圖11中，在計算范圍內GB 50264A與HT-BOOK計算結果的最大絕對誤差為7.3W/(m· K)，相對誤差達到了170%;而GB 50264B與HTBOOK、ASTM C680、VDI 2055、ISO 12411和JIS A9501計算值吻合較好，與HT-BOOK相比，兩者間最大絕對誤差為0.78 W/(m2·K)，相對誤差為12%。同樣為進行比較，當圓管或平板豎直放置時，自然對流換熱系數計算中將式(3)中D代入豎直高度進行計算，豎直圓管及豎直平板自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化，見圖12。

圖12 豎直圓管及豎直平板自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化

GB 50264B計算值小于其它標準，且與HTBOOK之間的差值隨壁面溫度的增加而變大，計算范圍內最大絕對誤差為2.2 W/(m2·K)，相對誤差為32%。

同樣為了與HT-BOOK和ASTM C680進行比較，計算時將公式(3)中的D用水平平板的特征尺寸L=Ap/P帶入計算。水平平板熱面向上自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化，見圖13。

圖13 水平平板熱面向上自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化

在計算范圍內GB 50264A與HT-BOOK之間最大絕對誤差為6.9 W/(m2·K)，相對誤差為143%，且誤差隨壁面溫度的增加而降低;GB 50264B計算值小于HT-BOOK，兩者間最大絕對誤差為2.7W/(m·K)，相對誤差為31%，誤差隨壁面溫度的增加而增大。水平平板熱面向下自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化，見圖14。

圖14 水平平板熱面向下自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化

計算范圍內GB 50264A與HT-BOOK之間最大絕對誤差為8.9W/(m2·K)，最大相對誤差為328%，兩者間誤差隨壁面溫度的增加而逐漸減小。GB 50264B與HT-BOOK之間的最大絕對誤差為2 W/(m2·K)，最大相對誤差為50%，兩者間誤差隨壁面溫度的增加而略有增加。

通過分析圖11～圖14可知，GB 50264-97標準中方法A不考慮絕熱結構壁面溫度變化的影響，將自然對流換熱系數值取為常數的做法同樣是不合適的。而GB 50264-97標準中方法B雖然考慮了絕熱結構壁面溫度變化的影響，但沒有考慮絕熱結構放置方式的影響，因此用于計算豎直圓管、豎直平板、水平平板熱面向上和熱面向下自然對流換熱系數時誤差較大。而GB 50264-97標準中方法B僅對水平放置圓管自然對流換熱系數計算適應性較好。另外，圖9、圖10、圖13和圖14還反映出，對于水平平板自然對流，由于浮升力的作用，熱面向上時換熱系數明顯比熱面向下時大，即說明計算工業設備及管道絕熱結構外表面換熱系數時不應忽略水平平板熱面朝向的影響。

3 計算公式的改進

經過公式推導并結合前期研究結果中數據的擬合，將GB 50264-97中保溫效果檢測研究中水平和豎直放置圓管絕熱結構外表面換熱系數計算式修正如下:

(1)流體橫掠圓管(有風)時:

當WD≤0.8 m2/s時:

當WD＞0.8 m/s時:

無論圓管水平、垂直放置，式中特征尺寸D值均取絕熱層外徑。

(2)自然對流(無風)時:

其中D表示特征尺寸，水平圓管D值取絕熱層外徑，豎壁和豎直圓管D值取豎直高度，式中常數項的取值，見表2。

表2 式(41)中的C和n值

改進后的計算結果見圖15～圖20。

流體橫掠圓管強制對流時，在計算區間內，風速變化時改進公式的計算結果(GB 50264BRevised)與HT-BOOK之間最大絕對誤差為0.32W/ (m2·K)，最大相對誤差為8.5%，見圖15。

圖15 風橫掠圓管強制對流時換熱系數隨風速的變化

特征尺寸變化時改進公式的計算結果與HTBOOK之間最大絕對誤差為0.8W/(m2·K)，最大相對誤差為5.3%，見圖16。

圖16 風橫掠圓管強制對流時換熱系數隨特征尺寸的變化

自然對流時，水平圓管特征尺寸變化時改進公式的計算結果與HT-BOOK之間最大絕對誤差為0.52 W/(m2·K)，最大相對誤差為8.5%，見圖17。

圖17 水平圓管自然對流換熱系數隨特征尺寸的變化

水平圓管壁面溫度變化時改進公式的計算結果與HT-BOOK之間最大絕對誤差為0.02W/(m2·K)，最大相對誤差為0.3%，見圖18。

圖18 水平圓管自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化

豎直圓管及豎直平板特征尺寸變化時改進公式的計算結果與HT-BOOK之間最大絕對誤差為0.2W/(m2·K)，最大相對誤差為2.9%，見圖19。

圖19 豎直圓管及豎直平板自然對流換熱系數隨特征尺寸的變化

豎直圓管及豎直平板壁面溫度變化時改進公式的計算結果與HT-BOOK之間最大絕對誤差為0.2W/(m2·K)，最大相對誤差為3.9%，見圖20。

圖20 豎直圓管及豎直平板自然對流換熱系數隨壁面溫度的變化

對比前文計算結果可知，公式修正之后的計算結果與《傳熱學》第四版中的經典實驗關聯式計算結果間的絕對誤差和相對誤差均遠遠小于公式修正之前的結果，即水平和豎直放置圓管絕熱結構外表面換熱系數的計算準確度和精度得到進一步提高，因此可認為改進后的公式是正確可行的。

4 結語

通過對《工業設備及管道絕熱工程設計規范》GB 50264-97中絕熱結構外表面換熱系數計算結果與其他標準和實驗關聯式中相同條件下換熱系數取值進行對比和分析，得到如下結論:

(1)GB 50264－97標準在經濟厚度和最大熱損失下絕熱結構外表面強制對流換熱系數的計算方法(即公式(1))由于大量簡化了外表面換熱的影響因素，因而與其它標準和方法的換熱系數計算值間存在較大誤差，沒能較好地反映真實的傳熱過程特性，需要改進。

(2)GB 50264－97在保溫效果檢測研究中的保溫計算方法(公式(2)、(3)、(4))對水平圓管適應性較好，但用于計算平板和豎直圓管外表面換熱系數時誤差較大。

(3)絕熱結構外表面溫度的變化對強制對流換熱系數的影響較小，工程計算中考慮輻射換熱后可以忽略外壁面溫度變化對強制對流換熱系數的影響。

(4)水平平板的熱面朝向對換熱系數有一定影響，因此建議計算水平平板對流換熱系數時參照美國標準ASTM C680－2004。

(5)對GB 50264－97中保溫效果檢測研究中水平和豎直放置圓管絕熱結構外表面換熱系數計算公式修正之后的計算結果與《傳熱學》第四版中的經典實驗關聯式計算結果間的絕對誤差和相對誤差均遠遠小于公式修正之前的結果，因此改進后的公式是正確可行的。

符號說明

C常數

D絕熱層外徑，m

H高度，m

L長度，或特征尺寸，m

W年平均風速，m/s

Ts設備和管道的外表面溫度，℃

Ta環境溫度，℃

ε絕熱結構外表面材料黑度

Pr普朗特數

αs外表面總換熱系數，W/(m2·K)

αr外表面材料輻射換熱系數，W/(m2·K)

αn外表面自然對流換熱系數，W/(m2·K)

αf外表面強制對流換熱系數，W/(m2·K)

Nuf強制對流換熱努塞爾數

Nun自然對流換熱努塞爾數

Ra瑞利數

Re雷諾數

Gr格拉曉夫數

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7 British Standards Institution，BS EN ISO 12241:2008 Thermal insulation for building equipment and industrial installations——Calculation rules［S］．Europe:EuropeanCommitteefor Standardization，2009．

8 VDI－Richtlinien，VDI2055:2007 Thermal insulation of heated and refrigerated operational installation in the industry and the building services——Calculation rules［S］．Verein Deutscher ingenieure e．V．，2007．

Comparing and analyzing the heat transfer coefficient value of external surfaces of heat insulation structure calculated by Design Code for Insulation Engineering of Industrial Equipment and Pipe GB50264-97 with the heat transfer coefficient value of foreign standards and the classical correlations based on experiments under the same conditions，point out that the calculating method of the heat transfer coefficient has something wrong in the Code．Modify the formulas for computing the heat transfer coefficient of external surfaces of heat insulation structure for the round pipe in horizontal and vertical position used in heat insulation efficiency detection research，the computation results show that the modified formulas can reflect the true character of the heat conducting process．Propose to compute the convection coefficient for the plate in horizontal position according to the United States standard ASTMC680-2004．

Discussion on Heat Transfer Coefficient Value of External Surfaces of Heat Insulation Structure for Industrial Equipment and Pipe

Ding Yudong，et al
(Institute of Engineering Thermophysics of Chongqing University，Chongqing 400030)

national standardheat insulation structureheat transfer coefficientequipmentpipe

*丁玉棟:講師。2010年畢業于重慶大學工程熱物理專業獲博士學位。主要從事傳熱傳質及兩相流動方面的研究工作。聯系電話: (023)65102474，E－mail:dingyudong@cqu.edu.cn。

2011－04－15)