太陽(yáng)能平板集熱器管內(nèi)流動(dòng)不均勻性的數(shù)值研究

張 軒，王承君，李偉偉，張立棟

(1.神木職業(yè)技術(shù)學(xué)院，陜西 榆林 719300；2.中國(guó)水電建設(shè)集團(tuán)錫林郭勒風(fēng)電開發(fā)有限公司，內(nèi)蒙古 錫林浩特 026000；3.華能巢湖發(fā)電有限責(zé)任公司，安徽 巢湖 238015；4.東北電力大學(xué)油頁(yè)巖綜合利用教育部工程研究中心，吉林 吉林 132012)

隨著全球能源和環(huán)境問題的日益嚴(yán)重，清潔和可再生能源的利用引起了廣泛的關(guān)注。太陽(yáng)能由于其清潔和可再生性而逐漸被人們接受[1-3]。同時(shí)，太陽(yáng)能也在重工業(yè)領(lǐng)域得到了推廣，因?yàn)樗梢詼p少碳排放。 太陽(yáng)能用于工業(yè)、商業(yè)和家庭應(yīng)用[4]。 只有生活熱水約占美國(guó)家庭總能耗的14%。 太陽(yáng)能利用有三種方法，如光熱、光電和光化學(xué)轉(zhuǎn)換。 其中，直接將太陽(yáng)輻射轉(zhuǎn)化為熱能的光熱方法在各個(gè)行業(yè)中應(yīng)用尤為廣泛，如太陽(yáng)能熱水器，特別是平板式太陽(yáng)能熱水器[5]。

與真空管集熱器相比，太陽(yáng)能平板集熱系統(tǒng)在國(guó)內(nèi)和商業(yè)領(lǐng)域都得到了廣泛的應(yīng)用，技術(shù)相對(duì)成熟[6]。平板集熱器由吸收器(通常由銅或鋁制成)和玻璃組成，由空氣層隔開。吸收塔的底部和側(cè)面是絕緣的。太陽(yáng)能平板集熱器介質(zhì)套管形式[7]，使這種能量得到更充分的利用。 其中，利用太陽(yáng)能對(duì)平板進(jìn)行加熱，再將熱量轉(zhuǎn)移到連接到板的管子中流動(dòng)的水(熱水可用于各種目的)[8]。 雖然平板集熱器產(chǎn)生的溫度較低，但具有設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單、維護(hù)成本低等優(yōu)點(diǎn)， 最大太陽(yáng)能以最低的成本提供。Alireza等[9]通過實(shí)驗(yàn)得出了太陽(yáng)能集熱器的傳熱方式是混合對(duì)流模式，具有自由對(duì)流。 Yasin等[10]使用計(jì)算流體力學(xué)等商業(yè)軟件模擬層流和熱場(chǎng)，通過對(duì)流線，等溫線，局部和平均Nusselt數(shù)的控制，得出波紋支擋結(jié)構(gòu)下，流動(dòng)和熱場(chǎng)的形狀和傳熱速率的影響大于平面支擋結(jié)構(gòu)。

平板太陽(yáng)能集熱器的流量分布取決于立管中的能量損失與歧管中的能量損失之間的關(guān)系。水通過吸收器分離的通道循環(huán)，為了獲得均勻的流動(dòng)分布，需要控制立管中的能量損失[11]，如果發(fā)生不均勻的流動(dòng)，就會(huì)引起一些問題。具有立管和集箱布置的平板太陽(yáng)能集熱器的熱性能受吸收器內(nèi)流動(dòng)分布的強(qiáng)烈影響。支管內(nèi)的不均勻流動(dòng)不僅降低了效率，而且導(dǎo)致支管某些部分的水沸騰等嚴(yán)重問題，沸騰可能由于蒸發(fā)和冷凝而引起流動(dòng)振蕩。同時(shí)，與均勻分布相比，不均勻的流動(dòng)分布也增加了整個(gè)收集器的壓降[12]。Fan等[13]對(duì)一個(gè)12.5 m2和16個(gè)平行連接水平翅片的太陽(yáng)能集熱器板進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。通過測(cè)量吸收管背面的溫度，計(jì)算和研究了聯(lián)箱壁內(nèi)的流體流動(dòng)，研究了不同工況下太陽(yáng)能集熱器的流動(dòng)分布和溫度分布。 Ansary[14]研究采用計(jì)算流體力學(xué)軟件模擬研究拋物線槽集熱器，并計(jì)算了集熱器的傳導(dǎo)和對(duì)流熱損失，研究太陽(yáng)能集熱器絕緣對(duì)熱損失的影響，為后續(xù)研究提供依據(jù)。

本文研究了不同進(jìn)口體積流量下的聯(lián)箱和支管流速及流速不均勻性。研究結(jié)果對(duì)平板太陽(yáng)能集熱器進(jìn)口的選擇和布置有一定的指導(dǎo)意義。

1 物理模型數(shù)值方案

1.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

研究對(duì)象為太陽(yáng)能板集熱器[15]，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。 該平板集熱器由14根支管及兩個(gè)聯(lián)箱組成， 管道內(nèi)徑和外徑分別為0.016 m和0.016 4 m，管道長(zhǎng)度1.70 m。流形的內(nèi)徑和外徑分別為0.025 m和0.025 4 m。集熱器的寬度和長(zhǎng)度分別為1.795 m和1.75 m。從水平面傾斜30°，太陽(yáng)能集熱器面積吸收為3.142 m2。

圖1 平板集熱器結(jié)構(gòu)及管道形式[15]

模擬采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent進(jìn)行計(jì)算分析，模型采用Realizablek-ε湍流模型[15]，二階精度，速度入口及壓力出口。 網(wǎng)格劃分采用組合網(wǎng)格，支管采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，入口流量分配管和出口收集管采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為適應(yīng)流場(chǎng)變化，支管與聯(lián)箱連接處采用局部加密網(wǎng)格，如圖2所示。 考慮計(jì)算精度，從網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求可以確定網(wǎng)格數(shù)量是154萬(wàn)。

圖2 聯(lián)箱與支管連接處局部網(wǎng)格加密圖

邊界條件是出口的體積流量和出口的壓力。所有實(shí)體表面設(shè)置為墻壁。管壁分為兩部分：上部有恒定熱流邊界條件，下部有絕熱壁面邊界條件。 所有壁面都具有恒定的熱流邊界條件。聯(lián)箱的體積流量值在1～9 L/min。層流為1～2.5 L/min，湍流為3～9 L/min。本文以入口流量為 3L/min下的原模型進(jìn)行不同網(wǎng)格數(shù)量計(jì)算，并對(duì)出口速度進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，得到結(jié)果如表1所示。

表1 不同網(wǎng)格數(shù)量的出口速度誤差

1.2 方案設(shè)置

為了分析管內(nèi)流體的不均勻性，在原始模型的基礎(chǔ)上構(gòu)建了如圖3所示的三種不同的方案：

圖3 平板集熱器出入口方案

A方案下，流動(dòng)沿下聯(lián)箱入口管流動(dòng)并分配流量，進(jìn)入支管，在從出口聯(lián)箱匯集并從出口流出，流入方向與流出方向一致。

B、C兩種方案的下聯(lián)箱管的支管7與支管8之間截?cái)唷方案結(jié)構(gòu)的入口位置與A方案相同，出口為下聯(lián)箱出口，入口流動(dòng)方向與出口流動(dòng)方向一致。

C方案下，結(jié)構(gòu)與B方案的結(jié)構(gòu)一致，但入口位置該為入口管靠近支管8的端面，入口流動(dòng)方向與出口相反。

以速度不均勻幅度比較作為評(píng)價(jià)指標(biāo)[16]，分析不同形狀管道內(nèi)速度變化趨勢(shì)

(1)

式中λ——速度不均勻度；

i——支管的數(shù)目；

vi——第i根支管的速度/m·s-1；

vp——各個(gè)支管算數(shù)平均值/m·s-1。

本文將1 L/min，3 L/min，5 L/min，7 L/min，9 L/min等5種不同入口流量進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析管道內(nèi)工質(zhì)流速的不均勻程度。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 不同進(jìn)出口方案的集熱器內(nèi)流速對(duì)比

平板集熱器采用家庭自來水水壓，其流速較低，設(shè)計(jì)時(shí)多考慮成本，對(duì)流動(dòng)以及換熱效果考慮較低。在低流量下，流動(dòng)特性的分布兩極分化情況明顯。在入口流量為3 L/min的情況下，A方案的靠近出口側(cè)支管速度明顯較高，將支管按照Z(yǔ)軸正方向編號(hào)，1，2，3號(hào)支管的速度較高，且流量明顯較為集中，在其他區(qū)域，流速明顯較低，造成該現(xiàn)象的主要原因是流動(dòng)方向?qū)е略谥髁魅肟诠艿哪┒瞬胚M(jìn)行轉(zhuǎn)向。在相同工況B方案，流動(dòng)速度分布的差異性明顯降低，且存在的高流速區(qū)域主要由兩部分，其原因是將工質(zhì)流程增加，并在中間匯集，存在兩個(gè)由于流向改變導(dǎo)致的局部流動(dòng)加強(qiáng)，但差異較A方案明顯降低。C方案相同工況下，因?yàn)槿肟谖恢酶淖儗?dǎo)致的在主要流程不變的情況下，入口管的流動(dòng)方向改變，在14號(hào)支管附近的流速較高。但總體上流速差異與B差異不大，明顯優(yōu)于A方案。

在A方案下，中心線的速度沿軸有明顯的上升趨勢(shì)。 隨著流量的增加，它逐漸上升，當(dāng)體積流量上升到 7 L/min時(shí)，速度增長(zhǎng)率增加。在B方案下，在x=0.9 m之前是入口管道，趨勢(shì)與A沿x軸的趨勢(shì)相反。由于流程的變化，出口端x=0.9 m為出口支管后，趨勢(shì)與入口明顯相反，隨著工況變化，中心線速度的增加趨勢(shì)明顯大于A方案。

圖4 不同體積流量下的聯(lián)箱速度對(duì)比

2.2 不同進(jìn)出口方案的支管內(nèi)流速對(duì)比

B方案的體積流量為3 L/min聯(lián)箱和支管中的流線分布如圖5所示，由于支管內(nèi)流動(dòng)，工質(zhì)沿支管軸線流動(dòng)，垂直于集箱，進(jìn)入聯(lián)箱后，后部的流動(dòng)共同匯入主流。流入聯(lián)箱另一側(cè)后，工質(zhì)從收集集箱流向1～7號(hào)支管，將部分工作介質(zhì)與主流分離，并沿支管右壁向下流動(dòng)。

圖5 聯(lián)箱和支管中的速度流線分布

對(duì)不同方案支管內(nèi)的速度進(jìn)行研究(如圖6所示)，以支管中心面的平均速度為研究對(duì)象，A方案下，各支管存在明顯的不均，且差距較大，除局部流動(dòng)速度較高，其余部分流動(dòng)速度明顯較低，隨著換熱的加強(qiáng)局部降低，但依舊差距較大。

B方案下，中間管道的速度分布明顯優(yōu)于A方案，但總體趨勢(shì)依然為1～4管的速度較高，但與其他區(qū)域的速度變化差距減小，體積流量較低的管道數(shù)量明顯下降，且在隨工況增加，支管內(nèi)的速度變化趨勢(shì)更加明顯，其主要原因?yàn)檫M(jìn)出口位置的改變導(dǎo)致局部的管內(nèi)速度影響下降。

對(duì)比圖6的三種方案流線速度圖可以看出，當(dāng)管道結(jié)構(gòu)發(fā)生變化時(shí)在支管7與支管8之間形成了速度突變，體積流量越高，速度變化越大。

圖6 不同體積流量下的支管內(nèi)平均速度對(duì)比

如圖7所示，當(dāng)體積流量為5 L/min時(shí)，可以清楚地看出，不同方案流速由低到高的順序是A方案，C方案，B方案。三種方案都是從1號(hào)支管開始逐漸降低，A方案到6號(hào)支管之后開始保持穩(wěn)定流速，管內(nèi)速度達(dá)到0.025 m/s。由于管道結(jié)構(gòu)變化，B和C方案則在7號(hào)支管后流速開始增大，且B方案的流量分增加率高于C方案，之后逐漸降低。然而，C方案在11號(hào)支管后，管內(nèi)工質(zhì)流速逐漸趨于穩(wěn)定達(dá)到0.75 m/s。

圖7 相同體積流量下三種方案不同支管速度對(duì)比

2.3 速度不均勻度

對(duì)速度不均勻性定量分析支管中線的平均速度，如圖8所示。從圖可以看出，A方案的速度不均勻性最大，但當(dāng)傳熱較低時(shí)，管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)的不均勻性隨體積流量不同的影響較小，體積流量為1 L/min時(shí)，達(dá)到最大值0.45，之后逐漸降低，從3 L/min開始后達(dá)到平穩(wěn)，不均勻度為0.35。B與C方案的不均勻度相差不大，都在0.25以下，但B方案的不均勻性略大于C方案，而且B方案隨著體積流量的增加呈下降趨勢(shì)，當(dāng)體積流量增大到9 L/min時(shí)，不均勻度達(dá)到0.15以下。然而，C工況基本穩(wěn)定在0.22附近，不隨著體積流量的增加而發(fā)生變化。因此，綜合考慮C方案流場(chǎng)合理，支管流速不均勻，綜合效果最好。

圖8 不同體積流量下三種方案速度不均勻度對(duì)比

3 結(jié)論

不同流量換熱器支管內(nèi)部流量的研究。 通過比較換熱器中不同位置的支管流速分布，得出以下結(jié)論：

(1)流量較低的換熱器分支的流動(dòng)特性分布明顯極化，但隨著進(jìn)口管道從中間的變化或位置的變化，流動(dòng)效果顯著改善。同時(shí)，隨著工況的增加，支管中的速度變化趨勢(shì)更加明顯。主要原因是由于工藝的變化引起的局部結(jié)構(gòu)的影響減?。?/p>

(2)隨著進(jìn)水管從中間的變化或進(jìn)水管位置的變化，支管中的線速不均勻程度逐漸減小，A的不均勻性最大，且支管中心段平均速度較大；B的不均勻性略有減小，速度變化明顯，流量較低的管道數(shù)量減少；C的不均勻性值相比之下是最低的，主流匯入較早，該位置壓力較高，效果最好。