圓錐形頂太陽能蓄熱水箱錐頂結(jié)構(gòu)及運(yùn)行參數(shù)優(yōu)化

王 燁，鮑成柯，付銀安，王樂李

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圓錐形頂太陽能蓄熱水箱錐頂結(jié)構(gòu)及運(yùn)行參數(shù)優(yōu)化

王 燁1,2，鮑成柯1，付銀安1，王樂李1,2

（1. 蘭州交通大學(xué)環(huán)境與市政工程學(xué)院，蘭州 730070；2. 蘭州交通大學(xué)鐵道車輛熱工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，蘭州 730070）

為獲得頂部為圓錐形結(jié)構(gòu)的太陽能蓄熱水箱最優(yōu)錐頂結(jié)構(gòu)及運(yùn)行參數(shù)，對(duì)水箱在有內(nèi)置隔板情況下的10種錐頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值設(shè)計(jì)，結(jié)果表明：在給定流動(dòng)參數(shù)條件下，錐頂角在173.1°~118.1°間變化對(duì)水箱內(nèi)熱分層影響效果相當(dāng)，高溫?zé)崴畢^(qū)域范圍略有增大；對(duì)于錐頂高度為0.09 m、錐頂角為159.6°的最佳結(jié)構(gòu)水箱，水箱出口附近高溫?zé)崴畢^(qū)域范圍隨冷水入口流速增大逐漸縮小、隨熱水入口溫度提高而增大，但提高熱水入口溫度對(duì)于高溫?zé)崴畢^(qū)域范圍的增大程度在較高冷水入口流速時(shí)要小于較低冷水入口流速時(shí)的情況；在其他流體參數(shù)不變的情況下，冷熱水出口溫差隨冷水入口流速增大呈上升趨勢，但當(dāng)冷水入口流速增大到一定值時(shí)其對(duì)增大冷熱水出口溫差的貢獻(xiàn)趨于平緩；在冷水入口流速較小時(shí)提高熱水入口溫度對(duì)于增大冷熱水出口溫差的貢獻(xiàn)要略大于冷水入口流速較大時(shí)的情況。熱水入口溫度為333 K、冷水入口溫度為303 K、熱水入口流速為0.05 m/s、冷水入口流速為0.9 m/s組合而成的工況以及熱水入口溫度為343 K、冷水入口溫度為303 K、熱水入口流速為0.05 m/s、冷水入口流速為0.9 m/s組合而成的工況適合于“小流量大溫差”的熱用戶運(yùn)行模式；熱水入口溫度為333 K、冷水入口溫度為303 K、熱水入口流速為0.05 m/s、冷水入口流速為0.1 m/s組合而成的工況以及熱水入口溫度為343 K、冷水入口溫度為303 K、熱水入口流速為0.05 m/s、冷水入口流速為0.1 m/s組合而成的工況適合于熱用戶對(duì)熱水供應(yīng)量需求較大的情況。

太陽能；優(yōu)化；溫度；太陽能蓄熱水箱；錐頂角；運(yùn)行參數(shù)；熱分層；數(shù)值模擬

0 引 言

太陽能蓄熱水箱是太陽能應(yīng)用系統(tǒng)中存儲(chǔ)太陽能的重要設(shè)備，如何設(shè)計(jì)其結(jié)構(gòu)、確定其運(yùn)行參數(shù)對(duì)于克服太陽能“不穩(wěn)定性和隨機(jī)性”的缺點(diǎn)、提高太陽能利用效率非常關(guān)鍵[1-3]。關(guān)于蓄熱水箱蓄熱性能的研究，對(duì)于靜態(tài)運(yùn)行模式（流體無流出或流入），大多是關(guān)于封閉方腔或豎向封閉柱體內(nèi)自然對(duì)流換熱過程對(duì)熱分層和蓄熱能力的影響機(jī)制分析[4-14]；對(duì)于具有動(dòng)態(tài)運(yùn)行模式（有流體進(jìn)出口），主要從水箱內(nèi)置隔板[15]、進(jìn)出口流速和溫度[16-19]、進(jìn)口形式[20-21]、流態(tài)[22-25]、水箱側(cè)壁散熱[26]、安裝角[27-30]等方面進(jìn)行探索。但這些研究只是針對(duì)特定外形結(jié)構(gòu)的蓄熱水箱展開的。文獻(xiàn)[15]研究了封閉的蓄熱水箱內(nèi)層流自然對(duì)流換熱條件下10種蓄熱水箱外形對(duì)蓄熱容量和熱分層的影響，發(fā)現(xiàn)具有“尖角”外形結(jié)構(gòu)可獲得最好的熱分層效果，其中的“尖角”外形結(jié)構(gòu)就包括了具有圓錐形頂?shù)男顭崴?。為了獲得動(dòng)態(tài)運(yùn)行模式下內(nèi)置隔板對(duì)熱分層的影響規(guī)律，文獻(xiàn)[16]數(shù)值分析了豎向圓柱體水箱內(nèi)分別設(shè)置12種不同形式隔板及隔板位置與水箱內(nèi)部溫度分層效果的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)中心開孔的圓形隔板最有利于促成良好的溫度分層，同時(shí)得到了“圓形隔板水平安置、內(nèi)孔直徑為0.2 m、隔板距底面0.04 m時(shí)熱分層效果最佳”的結(jié)論。文獻(xiàn)[15]雖然發(fā)現(xiàn)了具有“尖角”結(jié)構(gòu)的圓錐形頂蓄熱水箱在熱分層效果方面的優(yōu)勢，但并沒有得到動(dòng)態(tài)運(yùn)行模式下的規(guī)律。文獻(xiàn)[16]針對(duì)的雖然是動(dòng)態(tài)運(yùn)行模式，但研究的則是平頂圓柱形蓄熱水箱。在動(dòng)態(tài)運(yùn)行模式下關(guān)于錐頂角以及流動(dòng)參數(shù)對(duì)水箱內(nèi)熱分層影響的研究，目前還未見報(bào)道。本文綜合文獻(xiàn)[15]及文獻(xiàn)[16]的研究結(jié)論，構(gòu)建與文獻(xiàn)[16]中水箱柱體尺寸、隔板尺寸、冷熱水進(jìn)出口短管尺寸及位置完全相同的具有圓錐形頂?shù)男顭崴?，通過改變錐頂角及流體參數(shù)來獲得最佳的蓄熱水箱結(jié)構(gòu)及運(yùn)行參數(shù)。

1 物理模型和數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

頂部為圓錐形結(jié)構(gòu)的圓柱形蓄熱水箱外形及各部分尺寸如圖1所示。

冷熱水進(jìn)、出口短管直徑均為0.02 m。內(nèi)置隔板直徑為1.0 m，板厚0.003 m，中心開孔直徑為0.2 m，隔板距離水箱底面0.04 m。文獻(xiàn)[16]中錐形頂至水箱底面總高度為150 mm，本文計(jì)算中由于錐頂角變化使得該尺寸在此基礎(chǔ)上會(huì)有較小的變動(dòng)。冷熱水進(jìn)、出口流向如圖2所示。圖中坐標(biāo)原點(diǎn)與水箱底面圓心重合，軸垂直向上。

圖1 水箱和隔板外形及尺寸

注：T1為來自集熱器的熱水入口溫度；T2為來自用戶端進(jìn)入蓄熱水箱的回水溫度；T3為水箱熱水出口溫度；T4為回到集熱器的冷水出口溫度。

1.2 數(shù)學(xué)模型

在柱坐標(biāo)系下采用標(biāo)準(zhǔn)模型對(duì)三維非穩(wěn)態(tài)連續(xù)性方程、動(dòng)量方程以及能量方程進(jìn)行求解[16]?？刂品匠倘缦拢?/p>

連續(xù)性方程：

動(dòng)量方程：

能量方程：

式中，和分別為，及向的速度，m/s；為溫度，K；為動(dòng)力黏度，（N·s）/m2；為密度，kg/m3；為體積膨脹系數(shù)，m3/K；為定壓比熱，J/(kg·K)；為傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；為黏性擴(kuò)散系數(shù)；，和分別為重力加速度在，和向的分量，m/s2。

流體為水，密度變化采用Boussinesq假設(shè)。

1.3 邊界條件和初始條件

水箱內(nèi)水的初始溫度設(shè)為320 K，水箱中的壓力為1 atm，冷、熱水出口設(shè)為自由出流邊界。水箱壁面和隔板壁面均為絕熱邊界條件和速度無滑移條件。

2 數(shù)值求解方法

2.1 數(shù)學(xué)模型驗(yàn)證

采用與文獻(xiàn)[16]相同的數(shù)學(xué)模型及計(jì)算條件，并與文獻(xiàn)[17]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì)，如圖3所示。本文結(jié)果與文獻(xiàn)[17]的試驗(yàn)結(jié)果間的相對(duì)偏差平均值為0.2%，是可以滿足工程計(jì)算要求的。所以，本文1.2節(jié)的數(shù)學(xué)模型可作為后續(xù)的計(jì)算模型。

圖3 水箱軸心沿Z軸正向溫度曲線（300 s）

2.2 網(wǎng)格劃分及獨(dú)立性驗(yàn)證

采用gambit對(duì)水箱內(nèi)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行離散，網(wǎng)格類型為T-Grid。以錐頂角為166.3°的水箱為研究對(duì)象，分別取熱水入口溫度為333 K，冷水入口溫度為303 K，熱水入口流速為0.05 m/s，冷水入口流速為0.5 m/s進(jìn)行數(shù)值模擬，時(shí)間步長取0.25 s，計(jì)算時(shí)長取1 800 s，得到不同網(wǎng)格數(shù)下沿軸正向的溫度分布，如圖4所示?？梢钥闯觯拙W(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果很接近，可以認(rèn)為計(jì)算結(jié)果是網(wǎng)格獨(dú)立的?？紤]計(jì)算的經(jīng)濟(jì)性，后續(xù)計(jì)算選取網(wǎng)格數(shù)為424 377。

圖4 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證（圖中數(shù)值為網(wǎng)格數(shù)）

2.3 時(shí)間步長確定

分別取時(shí)間步長為0.1、0.2、0.25 s，采用與2.2節(jié)相同的水箱結(jié)構(gòu)及運(yùn)行參數(shù)設(shè)置進(jìn)行計(jì)算，得到水箱內(nèi)沿軸正向的溫度分布，如圖5所示?？梢钥闯觯煌瑫r(shí)間步長所得水箱內(nèi)沿軸正向的溫度分布曲線吻合度很好?？紤]計(jì)算的耗時(shí)問題，后續(xù)計(jì)算中時(shí)間步長均取0.25 s。

圖5 不同時(shí)間步長下沿Z軸正向溫度曲線

2.4 求解計(jì)算

采用非耦合隱式算法求解控制方程。離散格式為：壓力項(xiàng)采用標(biāo)準(zhǔn)格式，動(dòng)量方程、能量方程、湍流動(dòng)能方程及湍流動(dòng)能耗散率方程采用二階迎風(fēng)格式，采用SIMPLE算法求解速度和壓力耦合問題[31]。松弛因子設(shè)置：壓力為0.3，動(dòng)量為0.7，湍流動(dòng)能和湍流動(dòng)能耗散率均為0.8，能量方程、動(dòng)力黏度、體積力和密度均為1。湍流模型選用結(jié)合壁面函數(shù)法的標(biāo)準(zhǔn)模型。求解控制方程時(shí)的收斂條件與文獻(xiàn)[32]相同，每個(gè)時(shí)層迭代20次，計(jì)算時(shí)長為1 800 s[16]。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 錐頂尺寸影響分析

為了研究錐頂高度變化對(duì)水箱內(nèi)熱分層的影響，參考大量的文獻(xiàn)報(bào)道數(shù)據(jù)：冷水入口流速取0.5 m/s，熱水入口流速取0.05 m/s，冷水入口溫度取303 K，熱水入口溫度取333 K。數(shù)值試驗(yàn)所取不同錐頂高度對(duì)應(yīng)的水箱結(jié)構(gòu)如表1所示。

若以文獻(xiàn)[16]所取尺寸（即表1中5#水箱）對(duì)應(yīng)容積為基準(zhǔn)，表1中所列錐頂高度變化引起水箱容積的相對(duì)變化率在0.71%～3.57%之間。所以，后續(xù)分析中可以不考慮不同水箱由于液柱高差產(chǎn)生的靜壓差對(duì)熱分層的影響以及容積不同所引起蓄熱容量的微小差異。

表1 錐形頂結(jié)構(gòu)尺寸

圖6為水箱內(nèi)=0截面上的溫度分布?？梢钥闯?，冷水經(jīng)隔板中心孔以沖擊流的形式進(jìn)入隔板上部溫度較高區(qū)域并與該區(qū)域熱水進(jìn)行熱交換，形成了范圍不同的低溫區(qū)。但錐頂角在173.1°～118.1°之間變化的過程中，隔板上方形成的沖擊流在溫度場結(jié)構(gòu)上差異很小，區(qū)域范圍只有微小的減小；隔板下方區(qū)域的溫度場也表現(xiàn)出了非常相近的結(jié)構(gòu)。隨著錐頂角的減小，錐頂附近高溫?zé)崴畢^(qū)域范圍略有增大。各水箱內(nèi)隔板以上區(qū)域熱分層效果相當(dāng)。

圖7為各水箱內(nèi)部軸心沿方向上的溫度分布比較。可以看出：各水箱在0.25～1.25 m之間的大部分區(qū)域內(nèi)流體溫度維持在320 K左右，近似為恒溫流體區(qū)。在0～0.25 m之間水溫變化劇烈，但各水箱除了在水箱底部溫度有微小差異外，其余位置均保持了一致的溫度水平。在1.25 m以上靠近水箱出口位置的區(qū)域，受圓錐體結(jié)構(gòu)的影響，1#水箱溫度最高，10#水箱溫度最低，兩者的差值在1.0 ℃以內(nèi)，這與圖6的分析結(jié)果一致。

圖8為不同錐頂結(jié)構(gòu)在=1 800 s時(shí)水箱冷熱水出口溫差比較。熱水出口與冷水出口間溫差越大越有利于獲得較好的熱分層效果，這也是評(píng)判蓄熱水箱性能的重要指標(biāo)之一[16]。由圖8可知，3#水箱的熱水與冷水出口溫差最大，為10.98 K，10#水箱所得該溫差最低，為9.8 K，1#水箱和2#水箱該溫差與3#水箱接近，其余水箱冷熱水出口溫差均在10 K左右。這說明在相同的流動(dòng)參數(shù)情況下，隨著錐頂角在一定范圍內(nèi)逐漸減小，絕大部分水箱的冷熱水出口溫差呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢，而3#水箱由于錐頂結(jié)構(gòu)對(duì)流場的影響進(jìn)而影響到溫度場結(jié)構(gòu)，使得冷熱水出口溫差達(dá)到了最大值。

綜合不同錐頂結(jié)構(gòu)對(duì)水箱內(nèi)熱分層及冷熱水出口溫度的影響分析，可以認(rèn)為3#水箱為最佳的錐頂結(jié)構(gòu)，確定為后續(xù)計(jì)算的物理模型。

3.2 運(yùn)行參數(shù)影響分析

根據(jù)3.1節(jié)分析結(jié)果，3#水箱結(jié)構(gòu)最優(yōu)，下面針對(duì)該水箱結(jié)構(gòu)，分析表2所示流動(dòng)參數(shù)對(duì)熱分層及冷熱水出口溫度的影響。

圖6 各水箱X=0截面溫度分布（1 800 s）

圖7 各水箱沿Z軸正向溫度曲線（1 800 s）

圖8 不同水箱冷熱水出口溫差

圖9為不同流體參數(shù)時(shí)=0截面上各工況的溫度分布。工況1—5的1為333 K，由圖9a-9e可以看出：在其他流體參數(shù)不變的情況下增大冷水入口流速，水箱出口附近高溫?zé)崴畢^(qū)域范圍逐漸縮小，冷水經(jīng)隔板中心孔以沖擊流的形式進(jìn)入隔板上部溫度較高區(qū)域并與該區(qū)域熱水進(jìn)行熱交換，形成了范圍逐漸擴(kuò)大的低溫區(qū)，使得水箱上部區(qū)域熱分層遭到局部破壞，即水箱內(nèi)冷熱水混合區(qū)域在逐漸擴(kuò)大。隔板以下部分水溫隨冷水入口流速增大而降低。自工況3開始，隔板下部左上角處形成了低溫回流區(qū)，這是冷水流速增大所引起的慣性效應(yīng)，工況5的低溫流體幾乎充滿了隔板以下整個(gè)區(qū)域。工況6－10的1為343 K，=0截面上溫度分布如圖9f－9j所示?？梢钥闯觯涸谕焕渌肟诹魉贄l件下，熱水入口溫度增大，水箱出口附近熱水區(qū)域范圍有所擴(kuò)展，溫度梯度有小幅度增大，熱分層效果有所改善。而且，較高冷水入口流速時(shí)這一熱水區(qū)域范圍增大的程度要小于較低冷水入口流速時(shí)的情況。所以，在較小的冷水入口流速運(yùn)行情況下可以考慮通過提高熱水入口溫度來改善水箱頂部熱分層狀況。與1為333 K的對(duì)應(yīng)工況比較，冷水經(jīng)隔板中心孔在隔板上部形成的沖擊流溫度場向上稍有爬升，熱水入口溫度的變化對(duì)隔板下部溫度場結(jié)構(gòu)影響很微弱。

表2 模擬工況

圖9 不同工況下3#水箱在X=0截面溫度分布（1 800 s）

以上現(xiàn)象表明：冷水入口流速增大會(huì)激勵(lì)水箱內(nèi)冷熱水的摻混程度，但隔板的存在使得冷水入口流速增大時(shí)也增大了水箱頂部與底部間的流體溫差，這對(duì)于改善水箱內(nèi)熱分層效果是有利的[16]，水箱底部流體溫度降低也就降低了去集熱器的冷水溫度，有利于提高集熱器效率。此外，冷水入口流速的增大對(duì)水箱頂部熱分層不利且降低了頂部熱水溫度。工程實(shí)際中，盡可能調(diào)高(3-4)值、降低(1-3)和(4-2)的值，水箱內(nèi)的熱分層效果會(huì)更好。

圖10為各計(jì)算工況下水箱內(nèi)部沿軸正向上的溫度分布。

圖10 各工況沿Z軸正向溫度曲線（1800 s）

可以看出：各工況在0.3～1.3 m之間的大部分區(qū)域內(nèi)流體溫度維持在320 K左右，近似為恒溫流體區(qū)。在0～0.3 m之間，水溫受冷水入口流速影響顯著，但不受熱水入口溫度影響，說明冷水入口流速對(duì)這一區(qū)域溫度分布的影響較熱水入口溫度的影響更顯著。另外，各工況對(duì)應(yīng)水箱底部區(qū)域溫度相差較大，其中工況1與工況6的水箱底部溫度最高，均為316.03 K，工況5與工況10的水箱底部溫度最低，均為307.08 K。各工況下水箱頂部溫度相差較小，最高為工況6，為322.57 K，最低為工況5，為320.58 K。

圖11為不同流動(dòng)參數(shù)時(shí)（=1 800 s）水箱冷熱水出口溫差比較?？梢钥闯觯錈崴隹跍夭铍S冷水入口流速增大呈上升趨勢，但當(dāng)冷水入口流速增大到一定值時(shí)對(duì)增大冷熱水出口溫差的貢獻(xiàn)趨于平緩。在冷水入口流速較小時(shí)提高熱水入口溫度對(duì)于增大冷熱水出口溫差的貢獻(xiàn)要略大于冷水入口流速較大的情況，所以，在較小的冷水入口流速下提高熱水入口溫度是改善水箱熱分層和提高供應(yīng)熱水溫度的重要舉措。從技術(shù)的角度，可以通過提高太陽能集熱器集熱效率來提高水箱熱水入口溫度，也可以通過改變熱水利用循環(huán)系統(tǒng)的水泵工況點(diǎn)來增大來自熱用戶的回水流速，還可以同時(shí)實(shí)施這兩個(gè)過程以提高冷熱水出口溫差。但冷水入口流速過大會(huì)破壞水箱隔板上方的熱層穩(wěn)定性。所以，在實(shí)際工程中，應(yīng)綜合太陽能集熱器對(duì)回水的加熱能力以及熱用戶對(duì)熱水溫度、流量的需求等對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行調(diào)試，以獲得系統(tǒng)的最大熱能利用效率。就本文所研究工況而言，工況5和工況10由于其高溫水區(qū)域較小、蓄熱容量較小、熱分層穩(wěn)定性較差，適合于“小流量大溫差”的熱用戶運(yùn)行模式；工況1和工況6由于具有較大的高溫水區(qū)域、較小的冷熱水出口溫差，其蓄熱容量較大、熱分層穩(wěn)定性好，適合于熱用戶對(duì)熱水供應(yīng)量需求較大的情況。

圖11 冷水入口流速對(duì)出口溫差的影響

4 結(jié) 論

分別討論了圓錐形頂結(jié)構(gòu)以及流動(dòng)參數(shù)對(duì)具有圓錐形頂、內(nèi)置隔板的蓄熱水箱內(nèi)熱分層及熱容量的影響，得到了如下主要結(jié)論：

1）在給定流動(dòng)參數(shù)條件下，錐頂角從173.1°到118.1°的變化過程中，水箱內(nèi)熱分層效果相當(dāng)，高溫?zé)崴畢^(qū)域范圍略有增大，錐頂高度為0.09 m、錐頂角為159.6°的水箱為最佳錐頂結(jié)構(gòu)。

2）冷水入口流速對(duì)冷水出口溫度影響明顯，但對(duì)熱水出口溫度影響較小，水箱底部冷水出口及頂部熱水出口的最高溫度與最低溫度間相差分別為8.95和1.99 K。

3）增大冷水入口流速會(huì)引起水箱頂部高溫?zé)崴畢^(qū)域范圍縮??；在同一冷水入口流速條件下，增大熱水入口溫度有助于水箱熱容量的增大和熱分層效果的改善，較高冷水入口流速時(shí)這一熱水區(qū)域范圍增大的程度要小于較低冷水入口流速時(shí)的情況。所以，在較小的冷水入口流速運(yùn)行情況下可以考慮通過提高熱水入口溫度來改善水箱頂部熱分層狀況。

4）在其他流體參數(shù)不變的情況下，增大冷水流速及提高熱水入口溫度均有利于冷熱水出口溫差的提高，但冷水流速過大會(huì)破壞熱分層的穩(wěn)定性；在實(shí)際工程中盡可能在較小的冷水入口流速情況下提高熱水入口溫度來達(dá)到預(yù)期的熱分層效果。

本文所得結(jié)論僅從“熱分層效果”及“熱容量”兩個(gè)指標(biāo)考慮，實(shí)際工程中，要提高整個(gè)太陽能系統(tǒng)的能效，還必須根據(jù)太陽能集熱器類型、當(dāng)?shù)貧庀髼l件、熱用戶具體需求及運(yùn)行模式等對(duì)蓄熱水箱的運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行合理調(diào)節(jié)。

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Study of structure optimization of solar hot water storage tank with conical top

Wang Ye1,2, Bao Chengke1, Fu Yin’an1, Wang Leli1,2

(1.730070,; 2.730070,)

Solar hot water storage tank is one of the key thermal storage equipment of the solar energy system and it has significant effect on the reliability of thermal energy supply. For the solar hot water storage tank, its optimal structure and reasonable fluid parameters are very important for improving the solar energy system efficiency. Published references indicate that the hot water storage tank with conical top has better performance than the hot water storage tank with plane top. But there is no study about the relationships among the cone vertex angles, fluid parameters and the thermal stratification effect for the hot water storage tank with conical top. This paper mainly aims to obtain the optimal structure of the solar hot water storage tank with conical top and the operating parameters. The standardmodel was adopted to analyze the influence of cone vertex angle and operating parameters on the thermal stratification of the hot water storage tank with conical top. The results show that the studied cone vertex angles have a little effect on thermal stratification and the hot water region slightly expands with the decreasing of cone vertex angle. In terms of the optimal water storage tank with the conical top height of 0.09 m and cone vertex angle of 159.6°, the hot water region is reduced with the increasing of cold water inlet velocity and the decreasing of hot water inlet temperature. However, higher hot water inlet temperature has less effect on the hot water region on condition of higher cold water inlet velocity than that of lower cold water inlet velocity. Thus, in practical engineering operation, to improve hot water inlet temperature under lower cold water inlet velocity can obtain better thermal stratification effect. For given fluid parameters, the difference between the hot water outlet temperature and cold water outlet temperature increases with the increasing of cold water inlet velocity. Increasing hot water inlet temperature under lower cold water inlet velocity makes a slightly larger contribution to improving the difference between the hot water outlet temperature and the cold water outlet temperature. To improve hot water inlet temperature from 333 to 343 K has no effect on the cold water outlet temperature in this study. One case with hot water inlet temperature of 333 K, cold water inlet temperature of 303 K, hot water inlet velocity of 0.05 m/s and cold water inlet velocity of 0.9 m/s and the other case with hot water inlet temperature of 343 K, cold water inlet temperature of 303 K, hot water inlet velocity of 0.05 m/s and cold water inlet velocity of 0.9 m/s are suitable to the running mode of “l(fā)ow flow flux and high temperature difference”. One case with hot water inlet temperature of 333 K, cold water inlet temperature of 303 K, hot water inlet velocity of 0.05 m/s and cold water inlet velocity of 0.1 m/s and the other case with hot water inlet temperature of 343 K, cold water inlet temperature of 303 K, hot water inlet velocity of 0.05 m/s and cold water inlet velocity of 0.1 m/s are suitable for the users with large demand for hot water supply. In order to obtain high efficiency of solar energy system in practical engineering, many factors, such as types of solar collectors, local weather conditions, specific requirements of thermal users and operation modes must be considered simultaneously.

solar energy; optimization; temperature; solar hot water storage tank; cone vertex angle; operating parameters; thermal stratification; numerical simulation

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.22.033

TU822

A

1002-6819(2017)-22-0255-07

2017-07-07

2017-10-01

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51476073, 51266004）；甘肅省建設(shè)科技攻關(guān)項(xiàng)目（JK2016-2）

王 燁，男，甘肅寧縣人，教授，博士，博士生導(dǎo)師。主要從事自然對(duì)流及暖通空調(diào)研究。Email：wangye@mail.lzjtu.cn