利用旋流效應強化平板型太陽能空氣集熱器性能

胡建軍, 郭 萌，張廣秋，張士英，郭金勇，陳立娟

（1.燕山大學河北省土木工程綠色建造與智能運維重點實驗室，秦皇島066004；2.燕山大學河北省建筑低碳清潔供熱技術創新中心，秦皇島066004；3.南京工程學院電力工程學院，南京210000）

0 引 言

作為太陽能光熱轉化的重要集熱元件，太陽能空氣集熱器（solar air collector，SAC）被廣泛用在輔助供暖[1]、農副產品干燥[2-5]和溶液除濕[6-7]等多個領域。太陽能空氣集熱器的核心部件是吸熱板，而強化吸熱板與空氣的對流換熱對于優化集熱器性能具有重要的意義。根據強化的方法是否須要附加動力源，可以將其分成有源強化技術與無源強化技術2大類。

需要依賴額外機械力或者電磁力來實現的是有源強化技術。Kweon等[8]研究了均勻電場下電熱絲的沸騰，結果表面電場的引入增強了沸騰的熱傳遞。Kasayapanand等[9]通過布置各種線電極利用電流體動力學技術來增強傳熱。Choudun等[10]提出了一種利用射流沖擊優化集熱性能的方法，結果表明帶有沖擊射流集熱器的效率優于傳統集熱器。Aboghrara等[11]研究了圓形射流沖擊波紋集熱板時的換熱效果，結果表明流動沖擊對傳熱強化有重要作用，平均熱效率比傳統集熱器可提高14%。

除了傳送傳熱流體介質的功率，不再需要額外附加動力的是無源強化技術。Prasad等[12]和Zheng等[13]研究發現人造粗糙度可以改善太陽能空氣收集器的集熱效率和干燥性能。Li等[14]研究了一種帶有半球形突起或凹坑吸熱板的太陽能空氣集熱器，發現半球形具有良好的光學性能和集熱性能。Ammari[15]為提高集熱效率開發了一種帶有循環空氣通道的太陽能空氣集熱器。Omojaro等[16]采用鋼絲網作為SAC的吸收板表面。Yongsiri等[17]和Alam等[18]發現，引入擋板和穿孔板可以有效增強集熱器性能。Romdhane等[19]研究發現引入適量的折流板的太陽能空氣集熱器有效的提高了集熱效率。Hu等[20-22]建立了BSAC的試驗模型和模擬計算模型，分析了結構參數和運行參數對集熱效率的影響，開發了帶有開孔折流板和窄化集熱器首腔的2種集熱器以提高集熱器性能。但是相對折流板型集熱器來說，限制該類集熱器效率提高的重要原因是氣流在折流板的末端發生了大角度偏轉，在折流板背側與拐角處形成了大范圍的旋渦和角隅渦，對應位置的氣流被持續加熱，產生了熱斑效應。

研究表明，旋流可有效形成不穩定流動和二次流動，強化對流傳熱傳質過程。Ruiz等[23]提出了一種新型螺旋徑向流入型散熱器，研究發現旋流引起的二次流可以增加熱流密度，提高傳熱效率。Taheran等[24]研究了旋流角度對旋流式管式換熱器換熱性能、摩擦因數和熱工水力性能的影響。結果表明，采用旋流發生器后可提高對流換熱系數與摩擦系數，降低熱工水力性能。Duangthongsuk等[25-26]對裝有5臺旋轉渦輪作為旋流發生器的圓管在湍流條件下的傳熱強化和流動特性進行了研究，實測數據表明，引入旋流后的局部傳熱系數和壓降均高于普通圓管。旋渦流動是提高混合比[27-28]、燃燒推進[29]甚至降低射流噪聲[30]的合理選擇，因為旋渦運動產生了更穩定的流型，從而達到混合流體的目的。

為更好地提高折流板型太陽能空氣集熱器的熱效率，本文在腔內引入風扇用以消除腔室內的渦流區，通過制造旋流破壞渦流區，加強流體微團混合，抑制熱斑的生成，以獲得更高的集熱效率。運用數值模擬分析了主、被動旋流對折流板型集熱器效率提升的效果，對典型旋流工況下的集熱器進行了流動及傳熱特性的分析,并搭建試驗臺對引入旋流強化折流板型集熱器性能的效果進行驗證。

1 旋流型集熱器模型建立

1.1 幾何模型

本文原始模型為課題組自主設計的折流板型太陽能空氣集熱器（Baffle plate type solar air collecter BSAC），其腔內的凈尺寸為1.0 m×0.5 m×0.12 m，進、出口的尺寸為0.06 m×0.06 m。集熱器內平均分布4塊長度均為0.35 m的折流板。4塊折流分割出5個腔室，每個腔室的寬度均是0.2 m。2個風扇（單個風扇斷面尺寸為0.09 m×0.09 m）并排放置形成5組風扇A、B、C、D、E分別置于每個腔室入口，其中第一腔內A組風扇距離入口距離為0.045 m，具體布置如圖1所示。

后文的模擬計算分析主要對比研究3個計算模型，分別定義為模型I、模型II和模型III。其中，模型I為對照模型（基礎型），腔室內只有折流板而沒有風扇；模型II為被動旋流型集熱器模型，風扇被動旋轉，只提供旋流，不提供風壓；模型III為主動旋流型集熱器模型，每個風扇均勻承擔旋流和風壓。

運用Gambit軟件進行幾何建模，由于風扇的引入破壞了集熱器幾何結構的規整性，因此采用非結構網格離散計算域。

圖1 太陽能空氣集熱器三維數值模型Fig.1 3D numerical model of solar air collector(SAC)

網格無關性分析如圖2所示，以吸熱板表面平均溫度為衡量指標，考察了計算結果對網格的依賴性。吸熱板面平均溫度隨網格數增加而減小，吸熱板溫度在網格數量超過120萬后，變化較小，考慮到計算精度和計算量的平衡，后文各計算模型的網格數均約為120萬。

圖2 網格無關性檢查Fig.2 Grid independence check

1.2 邊界條件及材料物性

集熱器內部流動為近似矩形管道流，計算模型分為層流模型和湍流模型。采用層流模型計算的雷諾數低于2 000；湍流模型計算的雷諾數高于2 000。且考慮到風扇與折流板的擾動效應，本文的湍流計算模型選擇Realizablek-模型，Realizablek-模型對負壓力梯度流動、分離流及復雜二次流的預測準確度較高。

由于集熱器內部傳熱過程較為復雜，采用S2S（surface to surface）模型模擬玻璃蓋板與集熱板的輻射換熱。根據實際模型建立了數值計算模型，其邊界條件和物性設定如表1所示。其中，不同旋流強度對集熱器集熱性能的影響通過調整風扇切向速度和徑向速度的比值n（旋流強度）來實現。

表1 邊界條件及材料參數Table 1 Boundary conditions and material properties

1.3 數值模型正確性驗證

以模型II—被動旋流型集熱器為試驗模型，驗證數值模型的正確性。試驗地點在河北省秦皇島市燕山大學東校區第一教學樓樓頂（39°90"N－119°55"E）。試驗數據取自2018年11月3日09∶00－14∶00的測量值，其中溫度對比取樣值為中午12∶00所測溫度。試驗中溫度測點的位置如圖3所示。

圖3 測點位置及溫度計算和測量結果對比Fig.3 Measuring point position and comparison of temperature calculation and measurement results

由圖3可知，試驗測量結果與數值計算結果吻合，各測量點溫度與計算值最大誤差僅為2.68%。測量結果與數值計算結果具有良好的一致性，驗證了數值模型的正確性。

2 結果與分析

2.1 溫升及集熱效率

集熱效率ηc表示穩態條件時，一定時間間隔內由傳熱工質從集熱器內帶走能量與相同時間間隔內入射在集熱器面積上太陽能之比，其定義為

式中m為集熱器空氣流量，kg/s；A為玻璃蓋板總面積，m2；G為太陽的總輻射照度，W/m2；Tout為流動介質出口溫度，K；Tin為流動介質入口溫度，K；Cp為空氣的定壓比熱，J/(kg·K)。

由于集熱器模型的邊界條件均相同，熱性能的差異可以用集熱效率的增長率ψ表示，公式如下：

式中Tin，i為模型i（i=I～III） 進口溫度，K；Tout，i為模型i出口溫度，K；Tin，I為對照模型I的進口溫度，K；Tout，I為對照模型I的出口溫度，K。

本文的計算程序用ANSYS FLUENT 14.0商業軟件包設計并開啟并行計算功能。計算過程中，當各方差殘差降至5個數量級，輸出空氣溫度波動≤±0.01 K時認為收斂。

2.2 旋流類型對集熱性能的影響

通過與對照模型I對比，進一步分析主、被動旋流類型（模型III和模型II）對集熱器集熱性能的影響。計算模型的入口速度分別設為1.5，2.0，2.5，3.5，5.0 m/s，其中流態依據雷諾數判定，結果如表2所示。

由表2可知，與基礎模型相比，在計算工況范圍內，旋流模型效率增長率最大值可達23.83%，最小值為8.80%。這說明引入旋流可以不同程度地提升集熱器的熱性能，但提升效果與旋流類型和流量（流態）有關。

在層流和紊流狀態下，加入旋流都能在一定程度上提高換熱效率。但隨著流量增加，集熱器內的流體流動逐漸從層流過渡到紊流，集熱效率增長率逐漸下降。這主要是因為層流狀態下流體摻混效果低于紊流狀態，因此以，相比于紊流狀態，層流狀態下引入旋流可以更好地增強流體摻混進而提高換熱效果。

由表2還可以看出，在計算流量范圍內，被動旋流模型的效率增長率ψ始終低于主動旋流模型，且層流狀態下的強化效果優于臨界狀態，臨界狀態優于紊流狀態。以入口速度為1.5 m/s的工況為例，該工況下流體的狀態主要為層流，主、被動旋流的集熱性能提升效果差別最大。其中，主動旋流模型的效率增長率達到了23.83%，而被動旋流模型只有11.25%，這充分表明主動旋流模型的集熱效果提升顯著高于相同流量下的被動旋流模型。因此在有條件的情況下，推薦優先使用主動旋流模型。

表2 不同流動狀態下的溫升及集熱效率增長率Table 2 Temperature rise and thermal efficiency growth rate under different flow condition

2.3 旋流強度對熱性能影響

一般流場空間速度用徑向速度wr、軸向速度wz和切向速度wτ來描述。對于旋轉流，用旋流強度n來表示射流的旋轉強烈程度，其表達式為

式中GΦ為旋流切向動量矩，kg·m2/s2;Gx為旋流軸向動量，kg·m/s2;L為特征長度，m。

如果氣流入口速度穩定，即wτ，wz固定不變，或用平均值來計算，則GΦ=Qwτr，Gx=Qwz，其中r為旋轉半徑，m;Q為旋轉流的總流量，kg/s。則旋流強度可以簡化為

由式（4）可以看出，旋轉半徑和特征長度已知情況下，集熱器中的旋流強度可以用旋流切向速度和軸向速度之比表示。圖4為入口速度為2.0 m/s時（流量為25.92 m3/h），集熱效率增長率隨旋流強度的變化。計算結果表明，在特定流量下，存在最優的旋流強度使得集熱效率的增長率最大。起初隨著旋流強度增大，流體摻混作用增強，換熱效果增加，集熱效率有所提高。當旋流強度增大到2.32左右時，旋流的換熱強化作用最佳，集熱器的集熱效率增長率達到16.25%。隨著旋流強度進一步增大，集熱效率增長率ψ又開始下降。其原因在于，當旋流強度繼續增大后，氣流旋轉強烈，這一方面增強了流體摻混，但旋轉效應則更快速、更直接地將熱量從吸熱板“搬運”至蓋板，導致了更大的熱損失，致使集熱效率降低。就本文模型而言，當入口速度為2.0 m/s，旋流強度在1.75～2.75附近時換熱強化效果較明顯。實際使用中也不推薦采用較大的旋流強度，一方面是因為強化效果并不隨旋流強度單調增加，另一方面，過高的旋流強度在實際過程中也難于實現。

圖4 熱效率增長率隨旋流強度的變化Fig.4 Thermal efficiency growth rate changing with swirling intensity

2.4 流動及換熱特性分析

以圖4中集熱效率增長最大的工況為例（入口速度為2.0 m/s，流量為25.92 m3/h），分析主動旋流模型與對照模型（無旋流器）的流場和溫度場分布。

由圖5a可知，對于對照模型，折流板的存在使氣流在集熱器內不斷發生大角度偏轉，在擋流板的背側及拐角處形成顯著的大范圍分離渦。特別是在首腔，因入口射流作用較強，由于卷吸和夾帶作用在首腔形成了2個大尺度渦旋。這樣的流動特征必然會導致局部熱斑的生成，惡化集熱效率。由圖5b可知，旋流模型因在各腔入口均設置了風扇，氣流到達后被迫重新組織，致使折流板背側的分離渦及入口腔的大尺度旋渦被打散甚至消失，而是一些小尺度的渦旋。這種流動特征的變化顯著改變了各腔內部的流動及換熱特性。風扇旋流與主流的相互作用產生了更多范圍較小的流動渦旋，引起各種形式的流動摻混，致使流動過程更為復雜，大范圍的旋渦得以消除，最終對集熱器的熱性能有所貢獻。

圖5 集熱效率增長最大工況（入口速度2.0 m·s-1，流量25.92 m3·h-1）的流線分布Fig.5 Streamline distribution of the maximum increase of thermalefficiency(inletvelocity2.0m·s-1andflowrate25.92m3·h-1)

圖6 為底板和蓋板的溫度分布比較。

圖6a底板的溫度對比，為了更清楚地顯示旋流冷卻效應，溫度大于355 K的云圖從圖中隱去。從圖中可以看出，在每個風扇下游位置，因為旋流作用，底板與空氣之間的對流換熱作用顯著增強，致使風扇下游出現一個明顯的低溫區域，最終累積低溫區域總面積遠多于對照模型，而底板溫度更低有利于降低輻射熱損失，提高集熱效率。圖6b為蓋板溫度分布的比較。為了更好地識別高溫區域，溫度低于302 K云圖從圖中隱去。計算結果表明，對照模型的蓋板溫度介于291.6～312.4 K之間，旋流模型的蓋板溫度介于289.4～22.9 K之間。引入旋流后，雖然高溫區域面積變化不明顯，但蓋板溫度數值明顯變大，特別是在第4腔下游位置，出現了高溫熱斑，這會對集熱效率產生不利影響。以上結果表明，引入旋流在增強底板換熱的同時，也增大了蓋板的散熱。因此，當引入旋流之后，適當強化上部蓋板保溫能力，可以使旋流型集熱器取得更好的集熱性能。

圖6 底板和蓋板的溫度分布Fig.6 Temperature distribution of base plate and cover plate

3 試驗驗證

3.1 試驗過程

為了證引入旋流對集熱器集熱性能的提升效果，本文搭建了旋流型太陽能空氣集熱器試驗臺，試驗臺包含了基礎折流板型集熱器（對照模型）和主動旋流型集熱器（旋流模型），試驗裝置整體結構如圖7所示。2個集熱器固定傾角均為45°，朝向為正南。

采用的主要測量設備見表3。歐米伽熱線風速儀用于入口流量監測，保證2個試驗裝置的流量相同。總輻射表TBQ-2用于監測試驗日的太陽照度。安捷倫34972A用于實時采集測點溫度和太陽照度，數據采集時間間隔設定為5 min。熱線風速儀用于測量室外風速，采集間隔為10 min。

圖7 試驗裝置圖Fig.7 Test device diagram

表3 測量設備及參數Table 3 Measurement devices and parameters

試驗中，基礎折流板型集熱器采用抽氣方案，即在裝置出口布置軸流風扇，以消除旋流作用對試驗結果的干擾，該直流風扇可以通過調節供電電壓改變試驗裝置流量，使其與旋流型集熱器的流量保持相同。

旋流型太陽能集熱器通過在裝置內部設置風扇提供流體驅動力并產生旋流效應，2個風扇并排為1組，其中第一個腔內的風扇布置在距離入口處約0.05 m，后4個腔的風扇分別置于每個腔室入口處。所有風扇規格相同，每個腔室內的2個風扇并聯連接，可通過調節供電電壓改變轉速，進而調節裝置的流量。

試驗時間為2018年11月2日到11月5日，試驗取每天10:00－14:00的測量數據，連續進行4 d，每天的集熱器入口速度分別為1.5、2.0、3.5和5.0 m/s，換算成集熱器的處理進氣流量分別為19.44、25.92、45.36和64.80 m3/h。

3.2 誤差計算

試驗中的誤差主要來自溫度測量和風速測量。其中K型熱電偶經錫池和冰水混合物標定，在0～231.89℃溫度范圍內，測量精度為0.5℃。由于試驗中用于判定集熱器集熱性能的進出口最大溫差可達39℃，此時的溫度不確定度小于1.5%。同理，熱線風速儀精度為0.01 m/s，計算風速測量的誤差為2.5%。由于數據采集儀器（Agilent 34970A）的顯示精度較高，采集儀的不確定度可以忽略不計。根據下式計算系統總誤差：

式中R為xi（i=1，2，3，…，n）的函數；wi（i=1，2，3，…，n）為測量儀器i的獨立工作誤差。

計算結果表明，系統總誤差WR不大于2.91%。滿足試驗要求。

3.3 結果與分析

試驗結果如圖8所示。此外，圖8還給出了試驗當日的氣象參數。

由圖8可知，4個試驗日的風速均存在一定波動，但波動范圍基本相同，在0～2 m/s之間。所有試驗日的太陽照度曲線基本呈拋物型，均為晴天工況，其中第1和第4試驗日的太陽照度較高，第2、3試驗日的照度顯著較低，主要是由于這2 d的大氣透明度較低（霧霾）所致。溫度曲線存在一定波動，表明存在短時多云工況。入口速度小于3.5 m/s（流量小于45.36 m3/h）時，除測試起始點和結束點附近外，旋流模型的進出口溫差均顯著高于同時刻對照模型的進出口溫差。不同流量下的集熱器集熱效率增長率也不盡相同，越接近正午時刻，即日照強度大的條件下，旋流強化的效果越為明顯，2個模型的進出口溫差差值越大。入口速度為2.0 m/s時（流量為25.92 m3/h），旋流模型與對照模型相比，平均集熱效率增長率最大值可達13.24%。

此外，從圖8中還可看出，當入口速度達到5.0 m/s時，平均集熱效率增長率僅為4.56%，2個模型的進出口溫差基本一致，說明旋流引入并未起到明顯的強化作用。其原因在于，隨著流速增大，內部流動雷諾數增大，流體紊流度增高，流體自身摻混作用增強，旋流摻混作用不再重要，導致換熱效果提升不明顯。這個結果表明，在層流流態或者低雷諾數紊流流態引入旋流集熱效率提高效果會比較明顯，在高雷諾數紊流流態下旋流作用幾乎不會產生強化作用。這意味著，在小流量、高溫型空氣集熱器內采用旋流強化熱性能是有效的技術手段。

試驗結果與前文數值研究相近，驗證了旋流對升平板型太陽能集熱器集熱性能的有效性。

圖8 不同入口風速下集熱器進出口溫差Fig.8 Temperature difference between inlet and outlet of collector under different inlet velocity

4 結 論

本文通過數值模擬和試驗驗證相結合的方法，對利用旋流效應提升折流板型太陽能集熱器熱性能進行了研究。獲得的主要結論如下：

1）引入旋流可以有效提高折流板型集熱器的熱性能。在計算工況內，被動旋流最優工況的集熱效率增長率提升為16.03%，主動旋流最優工況的集熱效率增長率提升為23.83%；試驗工況中，最優模型的集熱效率增長率提升為13.24%。

2）數值模擬計算結果表明，主動旋流的性能提升效果明顯優于被動旋流。集熱效率增長率隨著旋流強度的增加，呈現先增大后減小的趨勢，對于特定尺度的集熱器，存在最優的旋流強度。

3）試驗結果驗證了引入旋流提升集熱器熱性能的可行性并表明旋流方法的提升效果對內部流態比較敏感，在層流流態或者低雷諾數紊流流態引入旋流提高集熱效率效果會比較明顯，在高雷諾數紊流流態引用旋流作用幾乎不會產生強化作用。