半球形顶太阳能蓄热水箱内置错层隔板结构及运行参数优化.docx

摘要：为了获得半球形顶太阳能蓄热水箱最佳内置错层隔板结构及运行参数，对25种具有不同内置错层隔板结构水箱进行了数值分析，结果表明：隔板水平伸长量保持不变，随着隔板竖向间距增大，冷热水出口温差变小；当隔板竖向间距一定，随着隔板水平伸长量的增大，左侧或右侧隔板伸长相同的量对冷热水出口温差的影响差异越不明显，隔板以下区域温度呈现升高趋势，水箱内形成稳定的热层结构。当两隔板竖向间距为0.01m、左右隔板水平伸长量为0时,集热器瞬时效率取得最大值20.5%。在热水入口温度较高时，热水出口温度对冷水入口流速的变化更敏感。蓄热水箱有效储热率随冷水入口流速的增大呈先增后减的趋势，不同结构蓄热水箱有效储热率取得最大值的冷水入口流速值不同。具有半球形顶及内置错层隔板结构水箱在获得较高冷热水出口温差方面的性能要优于具有圆锥形顶及内置开单孔隔板结构水箱。关键词：太阳能蓄热水箱；热分层；错层隔板；有效储热率；运行参数；数值模拟经济的快速发展致使能源消耗、环境问题日益严重。太阳能作为一种可再生的清洁能源，已被广泛应用于工农业生产及日常生活中。在太阳能系统中设置蓄热装置是解决太阳能利用间歇性和不可靠性问题的有效措施。目前普遍采用蓄热水箱作为蓄热装置，而热分层是评判其热能利用效率的重要指标之一。热分层与水箱的结构、水温和流量、放置方式及流体进口结构等多种因素相关。文献研究了蓄热水箱内障碍物的类型和位置与热分层的关系，发现放置在水箱内的障碍物有利于热分层的形成。文献的研究发现水箱添加相变材料后其热分层效果更明显。文献研究了圆锥形顶结构的太阳能蓄热水箱最优锥顶结构及运行参数，获得了水箱性能最优的锥顶角为159.6°。文献和文献尽管得到了隔板距底面的最佳距离、最优锥顶结构及运行参数，但所得结论对于半球形顶水箱不一定适用。半球形顶曲面形状对流动阻力的产生机理有别于其他形状顶部结构。目前关于在半球形顶水箱内安装不同尺寸的错层隔板并改变其相对位置来优化热分层的研究，还未见报道。本文基于发生在蓄热水箱内的对流换热过程中流场结构的改变必然会影响温度场结构的事实，对具有半球形顶结构的蓄热水箱内置隔板结构进行了数值分析，获得了特定流动参数下的最优结构及特定结构下的最优运行参数，研究对于太阳能蓄热水箱结构优化设计及系统节能运行具有重要的理论参考作用。1物理模型和数学模型1.1 物理模型图1为太阳能蓄热水箱流体流向示意图，Tl为来自集热器的热水入口温度,T2为来自用户端进入蓄热水箱的回水温度，T3为供热热水出口温度，T4为离开蓄热水箱的冷水出口温度。图2为水箱和隔板外形及尺寸，水箱高为1.5m,内置隔板厚度为0.003m,冷热水进、出口短管的直径均为0.02m。本文计算中，图中坐标原点与水箱底面圆心重合，z轴垂直向上。其中左侧隔板距底面为a,过底边弦中点的高度为C,右侧隔板距底面为b,过隔板底边弦中点的高度为do数值试验中,做如下定义。c=d=0.5m,a>b时，Ah1.=a-b；avb时,hR=b-a,对应1#10#水箱。Od时，1.1.=c-d;c<d时，1.R=d-c,h=a-b,对应11#25#水箱。图1流体流向示意图图2水箱和隔板外形及尺寸1.2 数学模型水箱内的流动与传热属于三维非稳态问题，求解该问题的控制方程如下。连续性方程-÷-M=动量方程能量方程PCPW=div（grad丁）+T少心+q+其中，S*”（di+2同之,I湍流动能方程Maka17八弘叫1啊叫Arjz2z.PW+叫雨aBr瓦同F嬴辰，司一CF(4)湍流动能耗散率方程式中，T为温度，K；为动力黏度，Ns/m2；P为密度，kgm3;B为体积膨胀系数，m3/K；CP为定压比热容，J(kgK);Prt为湍流普朗特数，其值在1.0左右；Im为湍流长度标尺，m；cl、c2为经验系数。流体为水，密度变化采用Boussinesq假设。1.3 边界条件和初始条件根据文献，计算中设定：热水入口流速为0.05ms,温度Tl为333K或343K；冷水入口流速分别为0.1、0.3、0.5、0.7>0.9ms,温度T2为303K。水箱初始温度为320K,水箱中的压力为1个大气压，冷、热水出口设为自由出流边界。水箱内壁面设为绝热边界条件，所有液固交界面设为速度无滑移边界条件。2数值求解方法2.1数学模型验证为了验证数学模型的正确性，依据文献中的实验条件，选取流量为71.min时的工况进行数值模拟。本文计算结果与文献实验结果对比如图3所示。数值结果与实验结果间的最大相对误差为2.51%,最小相对误差为0.06%,这一误差是能满足工程计算精度要求的，贝J1.2节数学模型可用于后续计算。325<+文献实验结果本文模拟结果.无量纲时间产z/m图3本文模拟结果与文献实验结果对比图4网格独立性验证2.2 网格划分及独立性验证采用gambit对计算区域进行离散，网格类型为四面体。以1#水箱为例，采用3套网格进行计算，取时间步长为0.2s,计算时长为1800s,得到沿Z轴正向的温度在不同网格数下的结果，如图4所示。3套网格所得结果间最大相对偏差为0.31%,最小相对偏差为0.03%,能满足工程计算精度要求。本文选取413356为后续计算的网格数。2.3 时间步长确定对1#水箱分别取0.15s、0.2s、0.25s的时间步长进行计算，网格数为413356,运行参数设置与2.2节相同，图5为沿Z轴正向温度在不同时间步长下的对比情况。3种时间步长所得结果间最大相对偏差为0.02%,最小相对偏差为0,能满足工程计算精度要求。后续计算中的时间步长为0.25soz/m图5不同时间步长下z轴正向温度曲线2.4 求解计算使用FlUent6.3.26求解器计算，采用非耦合隐式算法求解控制方程。离散格式为：压力项采用标准格式，动量方程、能量方程、湍流动能方程及湍流动能耗散率方程均采用二阶迎风格式，采用SlMP1.E算法求解速度和压力耦合问题。松弛因子设置：压力为03动量为0.7,湍流动能和湍流动能耗散率均为0.8,能量方程、动力黏度、体积力和密度均为1。湍流模型选用结合壁面函数法的标准k-£模型。求解控制方程时的收敛条件与文献相同，每个时层迭代20次，计算时长为1800so3计算结果及分析3.1 内置隔板尺寸影响为了研究内置隔板竖向间距Ah1.或AhR、隔板水平伸长量A1.1.或1.R变化对半球形顶太阳能蓄热水箱内热分层的影响，数值模拟了25种不同工况，数值试验所取不同尺寸对应的水箱编号如表1、表2所示。表11#10#水箱结构尺寸(m)粮气城号ryrs慢仪呜号VTTVW0.210J30250270.290.200.200.200.200.20b0.20OJO0J00.20OJOb0.21OJS027029端0.010.030.050.070.09*.0.010.030.050.070.09表211#25#水箱尺寸(m)枚w,I2r模蟹编号I4I516*ITI8I9W21,22-2324-2Sa0.230230.23a0J00.200J00.200.200J00.200J00200.200200.20b0.200.200.20b0J30.230.230.250.250.250.270270270.290.290.290.030.030.03*.0.030.030.030.0$0.050.050.070.070.070.090.090.09C0.600.70OSOC0.500.50030OSO0.S00,50OSO0.500.50OSO0.500.500.500.S0.50d0.600.700J00.700.700.800.600.700.800.600.700.800.100.200.301.0.100.200.300.100.200300.100J0OJO0.100.200.30图6为1#水箱X=O截面上不同时刻的温度场。冷水通过隔板间隙进入温度较高区域并与该区域相互掺混进行热交换，热水在浮升力的作用下向上流动，冷水下沉，形成了不同温度范围的热分层结构。随着时间的推移，隔板上方高温区范围逐渐缩小，但温度梯度逐渐增大，隔板下方的低温区在不断扩展，水箱内温度整体水平越来越低，热、冷水出口温差也逐渐增大，整个水箱内的热层稳定性更好。到了1800s,隔板上下的热交换达到了动态平衡。图61#水箱X=O截面(t=3001800s)温度分布图7为1#水箱沿Z轴正向温度随时间的变化曲线。由于存在温差，隔板下方的低温水与隔板上方的高温水之间会有一个边界层，称为斜温层。斜温层的厚度越大表示冷热水混合越充分。当t=300s,在0.25WzW1.2m范围，温度沿水箱高度的变化曲线垂直于横轴，此时温度为320K几乎保持不变，出口温度略高，说明水箱内的冷热水混合还不充分,当t>300s,0.25z0.8m时，与横轴倾斜的斜线长度逐渐增加，即斜温层厚度逐渐增加，冷水出口温度逐渐降低，热水出口温度也有所降低。1.5-fAOOS，/600s，900sA-12001-1500st-1S(M)s32577K3100103050709A0.0.0.0.0.&H3579Oooo60.ci0.s3050图71#水箱沿Z轴正向温度随时间的变化曲线(t=300180OS)图8为在流动参数一定的情况下，隔板竖向间距对各水箱Z轴正向温度的影响。可以看出，在隔板水平伸长量A1.R=A1.1.=0.3m的情况下，隔板下方水温受隔板竖向间距影响明显，但左侧隔板高和右侧隔板高对隔板下方温度场的影响规律一致。在隔板上方沿着Z轴正方向，隔板竖向间距的增大对水温的影响逐渐减弱。到了z>1.0m范围，隔板竖向间距对水温的影响更微弱，即热水出口温度与隔板竖向间距的变化关联性不大。图8隔板竖向间距对z轴正向温度的影响图9为隔板尺寸对Z轴正向温度和冷热水出口温差的影响。由图9（八）可以看出，隔板竖向间距Ah1.=AhR=0.03m时,随着隔板水平伸长量A1.R或1.1.逐渐增大，水流的局部阻力增大，从而减弱了冷热水的热交换，使得冷水出口温度逐渐降低。水箱内0.3WzW1.5m的区域曲线基本重合，说明隔板水平伸长量A1.R或A1.1.增大对该区域的温度分布影响很微弱。由图9(b)可以看出，对于任一隔板水平伸长量，冷热水出口温差均随隔板竖向间距的增大而减小，对于同一隔板竖向间距，隔板水平伸长量越大，左侧或右侧隔板伸长相同的量对冷热水出口温差的影响差异越不明显。Ah1.为0.03m、A1.1.=0.3m时冷热水出口温差获得最大值为12.1K,即13#水箱。325z/m（八）隔板水平伸长量对Z轴正向温度的影响13.012.5.05.0.5Z1.1.S123OSO.S10.09.59.00.010.030.050.070.090.11M