楊春元，朱天宇，2，蔡一凡

（1.河海大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，江蘇常州 213022；2.南通河海大學(xué)海洋與近海工程研究院，江蘇南通 226019）

DSG槽式太陽(yáng)能腔體式集熱管分層流區(qū)的熱性能研究

楊春元1，朱天宇1，2，蔡一凡1

（1.河海大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，江蘇常州 213022；2.南通河海大學(xué)海洋與近海工程研究院，江蘇南通 226019）

［4］中的腔體式集熱管進(jìn)行數(shù)值分析，研究了在分層流階段，該腔體式集熱管的換熱系數(shù)以及溫度梯度的變化規(guī)律。

1 計(jì)算模型與數(shù)值模擬方法

1.1 計(jì)算模型

圖1是參考文獻(xiàn)［4］中優(yōu)化后的橢圓腔體式集熱管的結(jié)構(gòu)圖。該集熱管長(zhǎng)度設(shè)為4 m，橢圓反射腔的橢圓長(zhǎng)軸為183 mm，短軸為155 mm，熱吸收管的外徑為70 mm，內(nèi)徑為54 mm，橢圓反射腔體開(kāi)口處為透射率很高的玻璃，為了使光線(xiàn)全部進(jìn)入集熱管內(nèi)部，開(kāi)口寬度設(shè)為90 mm。

圖1 橢圓腔體式集熱管的結(jié)構(gòu)

1.2 模擬建模

商業(yè)軟件Fluent中提供了多種用于計(jì)算兩相流的模型，其中VOF模型能夠很好的解決分層流區(qū)域的傳熱問(wèn)題［5-9］。

在VOF模型中，通過(guò)求解動(dòng)量方程得到各相的速度場(chǎng)，不同流體共用一個(gè)動(dòng)量方程。動(dòng)量方程以及其它控制方程中的氣液兩相的物理性質(zhì)均通過(guò)refpro軟件獲得?？紤]到表面張力的影響，將水蒸汽和液態(tài)水之間的表面張力設(shè)為0.200 26 N／m，由于表面張力的作用，在近壁面處設(shè)置接觸角，參照參考文獻(xiàn)［10］設(shè)置為0°。為了求解動(dòng)量方程，選取標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型求解湍流動(dòng)能k及耗散系數(shù)ε。為了使近壁面處的結(jié)果更加可靠，加強(qiáng)了壁面效應(yīng)［5］。與動(dòng)量方程相同，各個(gè)計(jì)算區(qū)域都是通過(guò)求解一個(gè)能量方程來(lái)獲取溫度場(chǎng)。在求解動(dòng)量方程以及能量方程之前必須確定各相的體積分?jǐn)?shù)，各相的體積分?jǐn)?shù)是通過(guò)求解連續(xù)性方程來(lái)獲得。

考慮到相變的影響，在能量方程以及連續(xù)性方程中分別加入能量轉(zhuǎn)移源項(xiàng)和質(zhì)量轉(zhuǎn)移源項(xiàng)。

如果液相的某一點(diǎn)溫度大于水的飽和溫度，那么質(zhì)量從液相轉(zhuǎn)移到氣相，流體能量減少，液相質(zhì)量源項(xiàng)變化為：

SM為質(zhì)量源項(xiàng)；β為質(zhì)量轉(zhuǎn)移速率，參考文獻(xiàn)［9］，真空集熱管條件下的β值為100，腔體式集熱管條件下的β值為150；αl為液態(tài)水體積分?jǐn)?shù)；ρl為液體水密度，Tl為液態(tài)水溫度；Tsat為水的飽和溫度。

SE為能量源項(xiàng)；ΔH為汽化潛熱。

如果氣相的某一點(diǎn)溫度小于飽和溫度，那么質(zhì)量從氣相轉(zhuǎn)移到液相，流體能量增加，液相質(zhì)量源項(xiàng)變化為：

1.3邊界條件

為了能夠獲得穩(wěn)定的分層流，參考文獻(xiàn)［11］采用速度入口條件，入口流速設(shè)置為0.5 m／s。吸熱管外壁面為定熱流密度邊界條件，腔體式集熱管和真空集熱管的熱流密度分布如圖2所示。圖2中0°是垂直于集熱管軸線(xiàn)指向拋物面反光鏡旋轉(zhuǎn)軸方向，順時(shí)針旋轉(zhuǎn)角度為正。圖2中真空集熱管的熱流密度分布是典型的LS- 3集熱管獲得的效果［12］，腔體式集熱管的熱流密度分布通過(guò)參考文獻(xiàn)［13］中的方法獲得。圖2可見(jiàn)該腔體式集熱管的熱流密度集中在50°的位置，熱流密度的整體分布區(qū)域更廣。

圖2 熱流密度分布

1.4 求解方法

采用瞬態(tài)求解的方法，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.005 s。壓力速度耦合項(xiàng)選擇piso算法。湍流動(dòng)量、湍流耗損率和能量項(xiàng)均選擇二階迎風(fēng)格式，體積分?jǐn)?shù)選擇Geo- Reconstruct算法。

2 模擬方法驗(yàn)證

Gungor和Winterton［14］提出了水平圓管中在分層流時(shí)的換熱關(guān)聯(lián)式為：

h為換熱系數(shù)；E為加強(qiáng)系數(shù)，如果弗勞德數(shù)Fr小于0.05，E需要乘以系數(shù)E2＝Fr（0.1-2Fr）（其中Fr＝G2／ρlg Di；G為質(zhì)量流量；g為重力加速度；Di為集熱管內(nèi)部直徑）；Bo為沸騰系數(shù)，Bo＝q／Gλ（其中q為熱流密度；λ為導(dǎo)熱系數(shù)）；μ為動(dòng)力粘度；χ為干度；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)。

圖3是模擬水平圓管圓周上加載平均熱流密度時(shí)，所得到的換熱系數(shù)與使用Gungor和Winterton關(guān)聯(lián)式計(jì)算出的換熱系數(shù)對(duì)比。由圖可見(jiàn)，所采用的模擬方法得到的結(jié)果與使用關(guān)聯(lián)式計(jì)算的結(jié)果最多相差18.1%，在Gungor和Winterton關(guān)聯(lián)式的誤差范圍20.8%之內(nèi)。這說(shuō)明文中所用的模擬方法能夠得到比較準(zhǔn)確的結(jié)果。

圖3 實(shí)驗(yàn)與模擬換熱系數(shù)對(duì)比

3 結(jié)果與分析

圖4給出了不同水蒸汽體積分?jǐn)?shù)時(shí)吸熱管內(nèi)水蒸汽的分布情況。圖中白色部分是液態(tài)水，外部黑色圓環(huán)是吸熱管的截面，吸熱管內(nèi)部黑色部分是水蒸汽。從圖中可以看出入口流速設(shè)為0.5 m／s時(shí)，水蒸汽在各體積分?jǐn)?shù)下均可以得到穩(wěn)定的分層流。

圖5是腔體式集熱管和真空集熱管模擬所得到的換熱系數(shù)。由圖可見(jiàn)，腔體式集熱管的換熱系數(shù)略高于真空集熱管的換熱系數(shù)，這是因?yàn)闊崃髅芏确植疾煌斐傻摹?/p>

圖4 不同體積分?jǐn)?shù)水蒸汽的分布

圖5 腔體式集熱管與真空集熱管換熱系數(shù)對(duì)比

圖6 溫度梯度

圖6是不同水蒸汽體積分?jǐn)?shù)條件下腔體式集熱管和真空集熱管在吸熱管出口處截面的溫度梯度的對(duì)比圖。溫度梯度定義為出口處截面的最大溫度和最小溫度之差。由圖可見(jiàn)腔體式集熱管的溫度梯度比真空集熱管的溫度梯度高。這是因?yàn)榍惑w式集熱管的熱流密度分布局部過(guò)于集中，從而使腔體式集熱管的溫度梯度高于真空集熱管的溫度分布。圖6中，隨著水蒸汽體積分?jǐn)?shù)的不斷增加，腔體式集熱管和真空集熱管的溫度梯度都逐漸增加。圖5與圖6對(duì)比可見(jiàn)，在水蒸汽體積分?jǐn)?shù)小的時(shí)候，由于腔體式集熱管和真空集熱管隨著水蒸汽體積分?jǐn)?shù)升高的時(shí)候，換熱系數(shù)逐漸降低，溫度梯度緩慢上升。當(dāng)水蒸汽體積分?jǐn)?shù)不斷增加，水蒸汽逐漸占據(jù)到熱流分布集中的位置，由于水蒸汽導(dǎo)熱性能不佳，導(dǎo)致溫度梯度迅速上升。腔體式集熱管的熱流分布主要集中在下半圓管的1／2半徑處。在水蒸汽體積分?jǐn)?shù)達(dá)到0.6之后，水蒸汽占據(jù)到部分熱流密度集中的區(qū)域，溫度梯度迅速上升。而真空集熱管的熱流大部分位于下半圓管，在水蒸汽體積分?jǐn)?shù)達(dá)到0.5之后，水蒸汽就占據(jù)了部分熱流密度集中的區(qū)域，溫度梯度迅速上升。隨著水蒸汽體積分?jǐn)?shù)的繼續(xù)增加，由于腔體式集熱管的熱流密度主要集中在氣體體積分?jǐn)?shù)為0.7～0.8的氣液兩相的分界面處，此時(shí)水蒸汽的增加仍然會(huì)引起溫度梯度的很大變化，直到在水蒸汽體積分?jǐn)?shù)達(dá)到0.9左右時(shí)，腔體式集熱管的熱流主要分布在水蒸汽區(qū)域，此時(shí)，水蒸汽的繼續(xù)增加對(duì)溫度梯度影響比較小，此時(shí)溫度梯度上升緩慢。真空集熱管的熱流密度比較均勻地分布在集熱管下半圓，在水蒸汽體積分?jǐn)?shù)達(dá)到0.7左右時(shí)，對(duì)溫度梯度的影響主要是水蒸汽體積分?jǐn)?shù)的變化，而熱流密度分布對(duì)溫度梯度的影響則比較小，之后，真空集熱管的溫度梯度上升緩慢。

4 結(jié)束語(yǔ)

在DSG槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)中分層流區(qū)域，橢圓形腔體式集熱管的換熱系數(shù)相比于真空集熱管有了一定的提高，使用這種橢圓形腔體式集熱管能夠在一定程上提高DSG槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)的效率。但是由于該腔體式集熱管熱流密度局部集中，從而導(dǎo)致溫度梯度高于采用真空集熱管時(shí)的溫度梯度，可能會(huì)導(dǎo)致吸熱管變形更嚴(yán)重，降低集熱管的效率。因此該腔體式集熱管的結(jié)構(gòu)仍需進(jìn)一步改善，使熱流密度分布更加均勻，減小熱流密度峰值；可選擇導(dǎo)熱性能更好的集熱管以獲得比較好的傳熱性能［1］，減小溫度梯度，提高換熱系數(shù)。

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Thermal Performance Study of DSG Parabolic Trough Solar Collectors With Cavity Absorber During Stratified Flow

YANG Chunyuan1，ZHU Tianyu1，2，CAI Yifan1
（1.College of Mechanical and Electrical Engineering，Hohai University，Changzhou 213022，China；2.Nantong Ocean Research and Offshore Engineering Institute of Hohai University，Nantong 226019，China）

針對(duì)一種橢圓形腔體式集熱管和真空集熱管，通過(guò)數(shù)值模擬的方法，對(duì)該集熱管在分層流區(qū)域的換熱系數(shù)和溫度梯度進(jìn)行分析研究。結(jié)果表明該腔體式集熱管能夠提高分層流區(qū)域的換熱系數(shù)，但是集熱管壁面的溫度梯度并沒(méi)有得到有效的降低，結(jié)構(gòu)有待進(jìn)一步改進(jìn)。

槽式太陽(yáng)能；DSG；腔體式集熱管；分層流

Using a numerical simulation of a nelliptical cavity absorber and vacuum absorber，heat transfer coefficient and thermal gradient of the stratified flow areas of both absorbers are analyzed.The results show an increase of heat transfer coefficient in the cavity absorber，but the structure still needs to be improved，because the thermal gradient remains high.

parabolic trough solar collectors；DSG；cavity collector；stratified flow

TK513.3

A

1001- 2257（2015）08- 0026- 04

0 引言

楊春元（1989－），男，安徽六安人，碩士研究生，研究方向?yàn)樘?yáng)能熱發(fā)電技術(shù)。

2015-04-09

江蘇省科技支撐計(jì)劃（工業(yè)）項(xiàng)目（BE2013070）

DSG槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)與傳統(tǒng)的帶換熱裝置的槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)相比具有成本低、效率高等優(yōu)勢(shì)，因此很多學(xué)者都做了大量的研究和實(shí)驗(yàn)。DSG槽式太陽(yáng)能運(yùn)行的過(guò)程中，在兩相流階段希望得到泡狀流、環(huán)狀流以及間歇流，但是在低流量系統(tǒng)中分層流是不可避免的［1］。分層流階段的傳熱特性并不好，而且由于溫度梯度的影響，在分層流區(qū)域集熱管會(huì)發(fā)生很大變形，降低整個(gè)系統(tǒng)的效率［2-3］。