利用旋流效应强化平板型太阳能空气集热器性能

2020-05-19胡建军张广秋张士英郭金勇陈立娟

农业工程学报 2020年6期

胡建军, 郭萌，张广秋，张士英，郭金勇，陈立娟

（1.燕山大学河北省土木工程绿色建造与智能运维重点实验室，秦皇岛066004；2.燕山大学河北省建筑低碳清洁供热技术创新中心，秦皇岛066004；3.南京工程学院电力工程学院，南京210000）

0 引言

作为太阳能光热转化的重要集热元件，太阳能空气集热器（solar air collector，SAC）被广泛用在辅助供暖[1]、农副产品干燥[2-5]和溶液除湿[6-7]等多个领域。太阳能空气集热器的核心部件是吸热板，而强化吸热板与空气的对流换热对于优化集热器性能具有重要的意义。根据强化的方法是否须要附加动力源，可以将其分成有源强化技术与无源强化技术2大类。

需要依赖额外机械力或者电磁力来实现的是有源强化技术。Kweon等[8]研究了均匀电场下电热丝的沸腾，结果表面电场的引入增强了沸腾的热传递。Kasayapanand等[9]通过布置各种线电极利用电流体动力学技术来增强传热。Choudun等[10]提出了一种利用射流冲击优化集热性能的方法，结果表明带有冲击射流集热器的效率优于传统集热器。Aboghrara等[11]研究了圆形射流冲击波纹集热板时的换热效果，结果表明流动冲击对传热强化有重要作用，平均热效率比传统集热器可提高14%。

除了传送传热流体介质的功率，不再需要额外附加动力的是无源强化技术。Prasad等[12]和Zheng等[13]研究发现人造粗糙度可以改善太阳能空气收集器的集热效率和干燥性能。Li等[14]研究了一种带有半球形突起或凹坑吸热板的太阳能空气集热器，发现半球形具有良好的光学性能和集热性能。Ammari[15]为提高集热效率开发了一种带有循环空气通道的太阳能空气集热器。Omojaro等[16]采用钢丝网作为SAC的吸收板表面。Yongsiri等[17]和Alam等[18]发现，引入挡板和穿孔板可以有效增强集热器性能。Romdhane等[19]研究发现引入适量的折流板的太阳能空气集热器有效的提高了集热效率。Hu等[20-22]建立了BSAC的试验模型和模拟计算模型，分析了结构参数和运行参数对集热效率的影响，开发了带有开孔折流板和窄化集热器首腔的2种集热器以提高集热器性能。但是相对折流板型集热器来说，限制该类集热器效率提高的重要原因是气流在折流板的末端发生了大角度偏转，在折流板背侧与拐角处形成了大范围的旋涡和角隅涡，对应位置的气流被持续加热，产生了热斑效应。

研究表明，旋流可有效形成不稳定流动和二次流动，强化对流传热传质过程。Ruiz等[23]提出了一种新型螺旋径向流入型散热器，研究发现旋流引起的二次流可以增加热流密度，提高传热效率。Taheran等[24]研究了旋流角度对旋流式管式换热器换热性能、摩擦因数和热工水力性能的影响。结果表明，采用旋流发生器后可提高对流换热系数与摩擦系数，降低热工水力性能。Duangthongsuk等[25-26]对装有5台旋转涡轮作为旋流发生器的圆管在湍流条件下的传热强化和流动特性进行了研究，实测数据表明，引入旋流后的局部传热系数和压降均高于普通圆管。旋涡流动是提高混合比[27-28]、燃烧推进[29]甚至降低射流噪声[30]的合理选择，因为旋涡运动产生了更稳定的流型，从而达到混合流体的目的。

为更好地提高折流板型太阳能空气集热器的热效率，本文在腔内引入风扇用以消除腔室内的涡流区，通过制造旋流破坏涡流区，加强流体微团混合，抑制热斑的生成，以获得更高的集热效率。运用数值模拟分析了主、被动旋流对折流板型集热器效率提升的效果，对典型旋流工况下的集热器进行了流动及传热特性的分析,并搭建试验台对引入旋流强化折流板型集热器性能的效果进行验证。

1 旋流型集热器模型建立

1.1 几何模型

本文原始模型为课题组自主设计的折流板型太阳能空气集热器（Baffle plate type solar air collecter BSAC），其腔内的净尺寸为1.0 m×0.5 m×0.12 m，进、出口的尺寸为0.06 m×0.06 m。集热器内平均分布4块长度均为0.35 m的折流板。4块折流分割出5个腔室，每个腔室的宽度均是0.2 m。2个风扇（单个风扇断面尺寸为0.09 m×0.09 m）并排放置形成5组风扇A、B、C、D、E分别置于每个腔室入口，其中第一腔内A组风扇距离入口距离为0.045 m，具体布置如图1所示。

后文的模拟计算分析主要对比研究3个计算模型，分别定义为模型I、模型II和模型III。其中，模型I为对照模型（基础型），腔室内只有折流板而没有风扇；模型II为被动旋流型集热器模型，风扇被动旋转，只提供旋流，不提供风压；模型III为主动旋流型集热器模型，每个风扇均匀承担旋流和风压。

运用Gambit软件进行几何建模，由于风扇的引入破坏了集热器几何结构的规整性，因此采用非结构网格离散计算域。

图1 太阳能空气集热器三维数值模型Fig.1 3D numerical model of solar air collector(SAC)

网格无关性分析如图2所示，以吸热板表面平均温度为衡量指标，考察了计算结果对网格的依赖性。吸热板面平均温度随网格数增加而减小，吸热板温度在网格数量超过120万后，变化较小，考虑到计算精度和计算量的平衡，后文各计算模型的网格数均约为120万。

图2 网格无关性检查Fig.2 Grid independence check

1.2 边界条件及材料物性

集热器内部流动为近似矩形管道流，计算模型分为层流模型和湍流模型。采用层流模型计算的雷诺数低于2 000；湍流模型计算的雷诺数高于2 000。且考虑到风扇与折流板的扰动效应，本文的湍流计算模型选择Realizablek-模型，Realizablek-模型对负压力梯度流动、分离流及复杂二次流的预测准确度较高。

由于集热器内部传热过程较为复杂，采用S2S（surface to surface）模型模拟玻璃盖板与集热板的辐射换热。根据实际模型建立了数值计算模型，其边界条件和物性设定如表1所示。其中，不同旋流强度对集热器集热性能的影响通过调整风扇切向速度和径向速度的比值n（旋流强度）来实现。

表1 边界条件及材料参数Table 1 Boundary conditions and material properties

1.3 数值模型正确性验证

以模型II—被动旋流型集热器为试验模型，验证数值模型的正确性。试验地点在河北省秦皇岛市燕山大学东校区第一教学楼楼顶（39°90"N－119°55"E）。试验数据取自2018年11月3日09∶00－14∶00的测量值，其中温度对比取样值为中午12∶00所测温度。试验中温度测点的位置如图3所示。

图3 测点位置及温度计算和测量结果对比Fig.3 Measuring point position and comparison of temperature calculation and measurement results

由图3可知，试验测量结果与数值计算结果吻合，各测量点温度与计算值最大误差仅为2.68%。测量结果与数值计算结果具有良好的一致性，验证了数值模型的正确性。

2 结果与分析

2.1 温升及集热效率

集热效率ηc表示稳态条件时，一定时间间隔内由传热工质从集热器内带走能量与相同时间间隔内入射在集热器面积上太阳能之比，其定义为

式中m为集热器空气流量，kg/s；A为玻璃盖板总面积，m2；G为太阳的总辐射照度，W/m2；Tout为流动介质出口温度，K；Tin为流动介质入口温度，K；Cp为空气的定压比热，J/(kg·K)。

由于集热器模型的边界条件均相同，热性能的差异可以用集热效率的增长率ψ表示，公式如下：

式中Tin，i为模型i（i=I～III）进口温度，K；Tout，i为模型i出口温度，K；Tin，I为对照模型I的进口温度，K；Tout，I为对照模型I的出口温度，K。

本文的计算程序用ANSYS FLUENT 14.0商业软件包设计并开启并行计算功能。计算过程中，当各方差残差降至5个数量级，输出空气温度波动≤±0.01 K时认为收敛。

2.2 旋流类型对集热性能的影响

通过与对照模型I对比，进一步分析主、被动旋流类型（模型III和模型II）对集热器集热性能的影响。计算模型的入口速度分别设为1.5，2.0，2.5，3.5，5.0 m/s，其中流态依据雷诺数判定，结果如表2所示。

由表2可知，与基础模型相比，在计算工况范围内，旋流模型效率增长率最大值可达23.83%，最小值为8.80%。这说明引入旋流可以不同程度地提升集热器的热性能，但提升效果与旋流类型和流量（流态）有关。

在层流和紊流状态下，加入旋流都能在一定程度上提高换热效率。但随着流量增加，集热器内的流体流动逐渐从层流过渡到紊流，集热效率增长率逐渐下降。这主要是因为层流状态下流体掺混效果低于紊流状态，因此以，相比于紊流状态，层流状态下引入旋流可以更好地增强流体掺混进而提高换热效果。

由表2还可以看出，在计算流量范围内，被动旋流模型的效率增长率ψ始终低于主动旋流模型，且层流状态下的强化效果优于临界状态，临界状态优于紊流状态。以入口速度为1.5 m/s的工况为例，该工况下流体的状态主要为层流，主、被动旋流的集热性能提升效果差别最大。其中，主动旋流模型的效率增长率达到了23.83%，而被动旋流模型只有11.25%，这充分表明主动旋流模型的集热效果提升显著高于相同流量下的被动旋流模型。因此在有条件的情况下，推荐优先使用主动旋流模型。

表2 不同流动状态下的温升及集热效率增长率Table 2 Temperature rise and thermal efficiency growth rate under different flow condition

2.3 旋流强度对热性能影响

一般流场空间速度用径向速度wr、轴向速度wz和切向速度wτ来描述。对于旋转流，用旋流强度n来表示射流的旋转强烈程度，其表达式为

式中GΦ为旋流切向动量矩，kg·m2/s2;Gx为旋流轴向动量，kg·m/s2;L为特征长度，m。

如果气流入口速度稳定，即wτ，wz固定不变，或用平均值来计算，则GΦ=Qwτr，Gx=Qwz，其中r为旋转半径，m;Q为旋转流的总流量，kg/s。则旋流强度可以简化为

由式（4）可以看出，旋转半径和特征长度已知情况下，集热器中的旋流强度可以用旋流切向速度和轴向速度之比表示。图4为入口速度为2.0 m/s时（流量为25.92 m3/h），集热效率增长率随旋流强度的变化。计算结果表明，在特定流量下，存在最优的旋流强度使得集热效率的增长率最大。起初随着旋流强度增大，流体摻混作用增强，换热效果增加，集热效率有所提高。当旋流强度增大到2.32左右时，旋流的换热强化作用最佳，集热器的集热效率增长率达到16.25%。随着旋流强度进一步增大，集热效率增长率ψ又开始下降。其原因在于，当旋流强度继续增大后，气流旋转强烈，这一方面增强了流体掺混，但旋转效应则更快速、更直接地将热量从吸热板“搬运”至盖板，导致了更大的热损失，致使集热效率降低。就本文模型而言，当入口速度为2.0 m/s，旋流强度在1.75～2.75附近时换热强化效果较明显。实际使用中也不推荐采用较大的旋流强度，一方面是因为强化效果并不随旋流强度单调增加，另一方面，过高的旋流强度在实际过程中也难于实现。

图4 热效率增长率随旋流强度的变化Fig.4 Thermal efficiency growth rate changing with swirling intensity

2.4 流动及换热特性分析

以图4中集热效率增长最大的工况为例（入口速度为2.0 m/s，流量为25.92 m3/h），分析主动旋流模型与对照模型（无旋流器）的流场和温度场分布。

由图5a可知，对于对照模型，折流板的存在使气流在集热器内不断发生大角度偏转，在挡流板的背侧及拐角处形成显著的大范围分离涡。特别是在首腔，因入口射流作用较强，由于卷吸和夹带作用在首腔形成了2个大尺度涡旋。这样的流动特征必然会导致局部热斑的生成，恶化集热效率。由图5b可知，旋流模型因在各腔入口均设置了风扇，气流到达后被迫重新组织，致使折流板背侧的分离涡及入口腔的大尺度旋涡被打散甚至消失，而是一些小尺度的涡旋。这种流动特征的变化显著改变了各腔内部的流动及换热特性。风扇旋流与主流的相互作用产生了更多范围较小的流动涡旋，引起各种形式的流动掺混，致使流动过程更为复杂，大范围的旋涡得以消除，最终对集热器的热性能有所贡献。

图5 集热效率增长最大工况（入口速度2.0 m·s-1，流量25.92 m3·h-1）的流线分布Fig.5 Streamline distribution of the maximum increase of thermalefficiency(inletvelocity2.0m·s-1andflowrate25.92m3·h-1)

图6 为底板和盖板的温度分布比较。

图6a底板的温度对比，为了更清楚地显示旋流冷却效应，温度大于355 K的云图从图中隐去。从图中可以看出，在每个风扇下游位置，因为旋流作用，底板与空气之间的对流换热作用显著增强，致使风扇下游出现一个明显的低温区域，最终累积低温区域总面积远多于对照模型，而底板温度更低有利于降低辐射热损失，提高集热效率。图6b为盖板温度分布的比较。为了更好地识别高温区域，温度低于302 K云图从图中隐去。计算结果表明，对照模型的盖板温度介于291.6～312.4 K之间，旋流模型的盖板温度介于289.4～22.9 K之间。引入旋流后，虽然高温区域面积变化不明显，但盖板温度数值明显变大，特别是在第4腔下游位置，出现了高温热斑，这会对集热效率产生不利影响。以上结果表明，引入旋流在增强底板换热的同时，也增大了盖板的散热。因此，当引入旋流之后，适当强化上部盖板保温能力，可以使旋流型集热器取得更好的集热性能。

图6 底板和盖板的温度分布Fig.6 Temperature distribution of base plate and cover plate

3 试验验证

3.1 试验过程

为了证引入旋流对集热器集热性能的提升效果，本文搭建了旋流型太阳能空气集热器试验台，试验台包含了基础折流板型集热器（对照模型）和主动旋流型集热器（旋流模型），试验装置整体结构如图7所示。2个集热器固定倾角均为45°，朝向为正南。

采用的主要测量设备见表3。欧米伽热线风速仪用于入口流量监测，保证2个试验装置的流量相同。总辐射表TBQ-2用于监测试验日的太阳照度。安捷伦34972A用于实时采集测点温度和太阳照度，数据采集时间间隔设定为5 min。热线风速仪用于测量室外风速，采集间隔为10 min。

图7 试验装置图Fig.7 Test device diagram

表3 测量设备及参数Table 3 Measurement devices and parameters

试验中，基础折流板型集热器采用抽气方案，即在装置出口布置轴流风扇，以消除旋流作用对试验结果的干扰，该直流风扇可以通过调节供电电压改变试验装置流量，使其与旋流型集热器的流量保持相同。

旋流型太阳能集热器通过在装置内部设置风扇提供流体驱动力并产生旋流效应，2个风扇并排为1组，其中第一个腔内的风扇布置在距离入口处约0.05 m，后4个腔的风扇分别置于每个腔室入口处。所有风扇规格相同，每个腔室内的2个风扇并联连接，可通过调节供电电压改变转速，进而调节装置的流量。

试验时间为2018年11月2日到11月5日，试验取每天10:00－14:00的测量数据，连续进行4 d，每天的集热器入口速度分别为1.5、2.0、3.5和5.0 m/s，换算成集热器的处理进气流量分别为19.44、25.92、45.36和64.80 m3/h。

3.2 误差计算

试验中的误差主要来自温度测量和风速测量。其中K型热电偶经锡池和冰水混合物标定，在0～231.89℃温度范围内，测量精度为0.5℃。由于试验中用于判定集热器集热性能的进出口最大温差可达39℃，此时的温度不确定度小于1.5%。同理，热线风速仪精度为0.01 m/s，计算风速测量的误差为2.5%。由于数据采集仪器（Agilent 34970A）的显示精度较高，采集仪的不确定度可以忽略不计。根据下式计算系统总误差：

式中R为xi（i=1，2，3，…，n）的函数；wi（i=1，2，3，…，n）为测量仪器i的独立工作误差。

计算结果表明，系统总误差WR不大于2.91%。满足试验要求。

3.3 结果与分析

试验结果如图8所示。此外，图8还给出了试验当日的气象参数。

由图8可知，4个试验日的风速均存在一定波动，但波动范围基本相同，在0～2 m/s之间。所有试验日的太阳照度曲线基本呈抛物型，均为晴天工况，其中第1和第4试验日的太阳照度较高，第2、3试验日的照度显著较低，主要是由于这2 d的大气透明度较低（雾霾）所致。温度曲线存在一定波动，表明存在短时多云工况。入口速度小于3.5 m/s（流量小于45.36 m3/h）时，除测试起始点和结束点附近外，旋流模型的进出口温差均显著高于同时刻对照模型的进出口温差。不同流量下的集热器集热效率增长率也不尽相同，越接近正午时刻，即日照强度大的条件下，旋流强化的效果越为明显，2个模型的进出口温差差值越大。入口速度为2.0 m/s时（流量为25.92 m3/h），旋流模型与对照模型相比，平均集热效率增长率最大值可达13.24%。

此外，从图8中还可看出，当入口速度达到5.0 m/s时，平均集热效率增长率仅为4.56%，2个模型的进出口温差基本一致，说明旋流引入并未起到明显的强化作用。其原因在于，随着流速增大，内部流动雷诺数增大，流体紊流度增高，流体自身掺混作用增强，旋流掺混作用不再重要，导致换热效果提升不明显。这个结果表明，在层流流态或者低雷诺数紊流流态引入旋流集热效率提高效果会比较明显，在高雷诺数紊流流态下旋流作用几乎不会产生强化作用。这意味着，在小流量、高温型空气集热器内采用旋流强化热性能是有效的技术手段。

试验结果与前文数值研究相近，验证了旋流对升平板型太阳能集热器集热性能的有效性。