收稿日期：2022-01-18

通信作者：段振云（1971—），男，博士、教授，主要從事能源/環(huán)保裝備設(shè)計(jì)理論與智能檢測技術(shù)方面的研究。1791175798@qq.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-0083 文章編號：0254-0096（2023）06-0071-07

摘 要：為得到工程實(shí)際應(yīng)用中固體蓄熱器放熱過程的流場分布及流動特性，以工程常用固體蓄熱器的放熱過程為研究對象，設(shè)計(jì)一種物理參數(shù)非定值的熱流固耦合分析方法，通過數(shù)值模擬及其實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，得到該數(shù)值模擬方法的可行性。利用建立的數(shù)值模擬方法對固體蓄熱器放熱過程傳熱特性進(jìn)行研究，結(jié)果表明：放熱過程第1階段，在低風(fēng)速循環(huán)作用下，放熱功率增幅較小，隨著蓄熱體溫度升高，Nu數(shù)逐漸降低，并逐漸趨近于等表面熱流密度的Nu數(shù)，表現(xiàn)出入口段的對流換熱特性；放熱過程第2階段，由于風(fēng)速提升，放熱功率顯著提高，隨著第2階段的進(jìn)行，Nu數(shù)逐漸增加，對流換熱特性較高。

關(guān)鍵詞：蓄熱；熱分析；數(shù)值模擬；流固耦合；固體蓄熱器

中圖分類號：TK513.5 " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

針對中國能源轉(zhuǎn)型愿景和基本戰(zhàn)略方針，中國大力推廣“碳達(dá)峰、碳中和”，把“雙碳”納入生態(tài)文明建設(shè)整體布局，提倡清潔能源利用。固體蓄熱技術(shù)在替代傳統(tǒng)燃煤供熱鍋爐和平衡電網(wǎng)中發(fā)揮著重要作用。固體蓄熱器與其他蓄熱裝置相比，具有蓄熱溫度高、蓄熱容量大等特點(diǎn)，因此在中國推進(jìn)清潔供熱、減少環(huán)境污染中被大力推廣［1-3］。

現(xiàn)階段，國內(nèi)外學(xué)者對固體蓄熱技術(shù)開展了大量研究。Rainer等［4］開發(fā)一套固體蓄熱系統(tǒng)，利用該系統(tǒng)對固體蓄熱器蓄熱過程的各種影響因素進(jìn)行瞬態(tài)仿真模擬分析；蘇俊林等［5］利用ANSYS軟件對固體蓄熱器的蓄熱體溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬，并通過實(shí)驗(yàn)手段驗(yàn)證仿真建模方法的有效性；徐耀祖等［6-8］以MgO磚作為蓄熱介質(zhì)，以非定值熱物理參數(shù)形式對固體蓄熱器的蓄熱體結(jié)構(gòu)、蓄熱過程進(jìn)行研究分析。

現(xiàn)有對固體蓄熱器的研究多側(cè)重于蓄熱體結(jié)構(gòu)及蓄熱過程分析，而對蓄熱體放熱過程的研究偏少。本文對固體蓄熱器的放熱過程進(jìn)行設(shè)計(jì)分析，建立一種物理參數(shù)非定值的熱流固耦合分析方法，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，得到該數(shù)值模擬方法的可行性。利用建立的數(shù)值模擬方法對固體蓄熱器放熱性能進(jìn)行模擬分析和實(shí)驗(yàn)研究，得到放熱過程兩階段的流場分布情況、蓄熱孔中熱空氣流動狀態(tài)及對流換熱情況。

1 數(shù)值模擬方法與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 蓄熱體結(jié)構(gòu)及物理模型

工程實(shí)際應(yīng)用的MgO磚及蓄熱體結(jié)構(gòu)如圖1所示，蓄熱體采用夾層蓄熱式布置，夾層與蓄熱層錯縱排列，保證蓄熱體受熱牢固性，夾層中間采用MgO磚間隔出放置電加熱絲的蓄熱孔。單塊MgO磚尺寸為230 mm×114 mm×65 mm，蓄熱體尺寸L為1.15 m、W為1.38 m、H為1.105 m，蓄熱孔尺寸為114 mm×65 mm，MgO磚895塊，由蓄熱體結(jié)構(gòu)決定蓄熱孔數(shù)量為30。

結(jié)合放熱過程的傳熱學(xué)理論及結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，首先對放熱過程分析的物理模型進(jìn)行如下處理：1）不考慮換熱區(qū)域的結(jié)構(gòu)影響，以出、回風(fēng)風(fēng)道節(jié)點(diǎn)作為放熱過程分析的邊界；2）由于固體蓄熱器效率較高，不考慮保溫層熱損失影響，將保溫層內(nèi)壁作為絕熱層和邊界處理；3）忽略蓄熱體MgO磚間的面接觸熱阻，將蓄熱體作為一個整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行處理；4）出、回風(fēng)口流體速度垂直截面方向均勻一致；5）蓄熱孔及蓄熱體壁面采用對流換熱邊界層條件；6）由于放熱階段考慮流體換熱因數(shù)，因此蓄熱功率代替系數(shù)取0.95；7）從截面角度考慮，電阻絲對流場及流速矢量分布幾乎無影響，因此采用熱源作用到蓄熱孔壁面的邊界條件代替電阻絲的熱源加熱過程。根據(jù)上述處理結(jié)果，將放熱過程分析模型簡化為非穩(wěn)態(tài)、非定值熱物性的熱流固分析模型，結(jié)合實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，放熱過程簡化的物理模型如圖2所示。

1.2 數(shù)值模擬方法

放熱過程包含蓄放熱同步過程和電阻絲停止加熱的純放熱過程，放熱過程除了蓄熱過程的熱傳導(dǎo)、熱輻射，還包括空氣與蓄熱體之間的對流換熱過程。由于換熱過程的流固介質(zhì)密度相差較大，且流體對固體作用過程中不會對固體造成顯著影響，因此對固體蓄熱器放熱過程分析，屬于流體力學(xué)和固體力學(xué)交叉學(xué)科中的單向熱流固耦合過程分析。放熱過程求解有直接耦合式解法、分離解法兩種方式［9］。本文采用物理參數(shù)非定值的熱流固耦合分離解法，對放熱過程進(jìn)行數(shù)值分析。

根據(jù)物理模型及物理守恒定律，流體區(qū)域的質(zhì)量守恒方程為：

[?ρf?t+▽?ρfv=0] （1）

動量守恒方程為：

[?ρfv?t+▽?ρfvv-τf=ff] （2）

式中：[ρf]——流體密度，kg/m3；[t]——時間，s；[v]——流體速度矢量，m/s；[ff]——體積力矢量，N；[τf]——剪切力張量，[τf=μd▽?v-pI+2μde]（其中，[μd]為動力黏度；[p]為流體壓力；[I]為單位張量；[e]為速度應(yīng)力張量，[e=12▽v+▽vT]），N。

能量守恒方程為：

[?ρht?t-?p?t+▽?ρfvht=▽?λf▽T+▽?v?τ+" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " "v?ρff+SE] （3）

式中：[λf]——流體導(dǎo)熱系數(shù)；[SE]——能量源項(xiàng)。

固體區(qū)域控制方程以其基本導(dǎo)熱方程［10］表示：

[??tρsh=▽?λs▽T+Sh] （4）

式中：[ρs]——固體密度，kg/m3；[h]——顯焓；[λs]——固體導(dǎo)熱系數(shù)；[Sh]——體積熱源。

固體區(qū)域控制方程等式左邊項(xiàng)表示固體能量隨時間的變化，等式右邊兩項(xiàng)分別表示傳導(dǎo)引起的熱流以及固體內(nèi)部的體積熱源。

流固耦合交界面處滿足能量連續(xù)性條件，溫度（[T]）和熱通量（[q]）守恒，其控制方程為：

[Tf=Tsqf=-λf?Tf?n=-λs?Ts?n=qs] （5）

式中：[n]——流固交界面法向量。

根據(jù)MgO磚比熱容、熱導(dǎo)率與溫度的關(guān)系，經(jīng)二次函數(shù)擬合得到MgO磚比熱容、熱導(dǎo)率和溫度的擬合公式為：

[c=-9.86×10-5t2+0.32t+952.30] （6）

[λ=6.88×10-6t2-0.018t+14.34] （7）

式中：[c]——介質(zhì)比熱容，J/（kg·℃）；[t]——介質(zhì)溫度，℃；[λ]——介質(zhì)導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·℃）。

最終得到的數(shù)值模擬參數(shù)如表1所示。

放熱過程分析通過Fluent模塊進(jìn)行流固耦合分析，設(shè)定第1階段和第2階段節(jié)點(diǎn)時刻，為保證網(wǎng)格穩(wěn)定及網(wǎng)格修改方便，網(wǎng)格劃分及邊界屬性在Fluent meshing模塊中進(jìn)行，并通過Switch to Solution切換至Fluent solution模塊進(jìn)行求解。開啟能量選項(xiàng)，選擇k-epsilon湍流模型，由于第1階段和第2階段在內(nèi)熱源及出回風(fēng)口處風(fēng)速、風(fēng)壓不同，因此以第1階段節(jié)點(diǎn)時刻為判定條件，采用if條件語句進(jìn)行階段過渡，求解方法選用SIMPLE算法，設(shè)置時間步長，輸出4個監(jiān)測點(diǎn)及出回風(fēng)2個監(jiān)測點(diǎn)溫度數(shù)據(jù)。

進(jìn)行網(wǎng)格劃分、網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證和步長獨(dú)立性驗(yàn)證，網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果如表2所示。

從表2可看出，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)的增加對終態(tài)溫度基本無影響，因此網(wǎng)格劃分1的節(jié)點(diǎn)數(shù)滿足本文的計(jì)算精度需求。選取網(wǎng)格劃分1的節(jié)點(diǎn)數(shù)進(jìn)行步長獨(dú)立性驗(yàn)證，結(jié)果如表3所示。

從表3可看出，步長縮小對終態(tài)溫度影響不大，因此本文選取時間步長為60 s。

1.3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

固體蓄熱器實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示，蓄熱體由DMZ-92A的MgO磚搭建；采用絲徑為3.0 mm、螺距為14 mm、公稱直徑為60 mm的螺旋狀電阻絲作為加熱元件；采用兩路380 V的三相電源，單相5組電阻絲串聯(lián)的Y型接法純阻性電路；保溫結(jié)構(gòu)四面及頂層采用150 mm厚度的纖維棉做保溫填充物，50 mm厚度的硅酸棉板用于外保溫層及框架層，底層為200 mm厚度的混凝土結(jié)構(gòu)和65 mm厚度的保溫磚作為保溫絕熱材料；換熱系統(tǒng)采用由翅片式換熱器、右旋離心風(fēng)機(jī)及風(fēng)道組件組成的單組上出、下回的放熱循環(huán)結(jié)構(gòu)。

選取K1～K4作為蓄熱體溫度監(jiān)測點(diǎn)，在出風(fēng)、回風(fēng)風(fēng)道處設(shè)置出、回風(fēng)溫度監(jiān)測點(diǎn)。溫度傳感器采用鎧裝熱電偶0～1300 ℃，偏差0.75%t，蓄熱體部分放置到磚體內(nèi)深度30 mm處。

放熱過程由于引入出、回風(fēng)口邊界條件，因此通過實(shí)驗(yàn)得到風(fēng)機(jī)頻率與出、回風(fēng)口截面風(fēng)速及對應(yīng)壓力降的關(guān)系曲線如圖4所示。

放熱過程驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)是分析在蓄熱體相同位置及出、回風(fēng)道處的溫度和溫升過程，主要實(shí)驗(yàn)步驟為：

1）第1階段開啟并網(wǎng)閥門，啟動循環(huán)泵及離心風(fēng)機(jī)，設(shè)定離心風(fēng)機(jī)頻率為10 Hz，為保證實(shí)驗(yàn)過程與數(shù)值分析過程的條件相對應(yīng)，通過循環(huán)泵變頻功能使固體蓄熱器回風(fēng)溫度保持在約90 ℃，令蓄熱體最高監(jiān)測點(diǎn)溫度升溫至350 ℃。

2）到達(dá)指定目標(biāo)溫度后，切斷蓄熱電路，整個過程進(jìn)入第2階段，設(shè)定離心風(fēng)機(jī)頻率為40 Hz，依舊通過循環(huán)泵變頻功能保證固體蓄熱器回風(fēng)溫度在約90 ℃，放熱至蓄熱體監(jiān)測點(diǎn)溫度低于150 ℃時，第2階段結(jié)束。繼續(xù)放熱至所有監(jiān)測點(diǎn)溫度都低于100 ℃以下并靜置12 h后，進(jìn)行下一次放熱過程重復(fù)實(shí)驗(yàn)。

3）設(shè)定放熱循環(huán)過程實(shí)驗(yàn)次數(shù)為5次，每次實(shí)驗(yàn)過程分別統(tǒng)計(jì)電壓值、電流值和監(jiān)測點(diǎn)溫度值，數(shù)據(jù)采集間隔10 min，最終以5組數(shù)據(jù)的平均值作為最終實(shí)驗(yàn)值。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)方案對放熱過程進(jìn)行5次重復(fù)性實(shí)驗(yàn)，得到實(shí)驗(yàn)相關(guān)參數(shù)如表4所示。

根據(jù)表4中實(shí)際測量數(shù)據(jù)，將蓄熱功率設(shè)為65.40 kW，初始時刻溫度設(shè)為102.6 ℃。

最終得到蓄熱體4個溫度監(jiān)測點(diǎn)及出、回風(fēng)2個溫度監(jiān)測點(diǎn)在不同階段下的實(shí)驗(yàn)值及數(shù)值分析模擬值對應(yīng)曲線如圖5所示。

從蓄熱體各監(jiān)測點(diǎn)溫升、溫降曲線比較結(jié)果發(fā)現(xiàn)，第1階段溫升吻合度較高，第2階段的溫降吻合度偏低，監(jiān)測點(diǎn)最大溫度偏差值都出現(xiàn)在純放熱階段。表5為6個監(jiān)測點(diǎn)模擬值與實(shí)驗(yàn)值的平均絕對誤差統(tǒng)計(jì)。

[T=310 min]和[T=450 min]節(jié)點(diǎn)時刻蓄熱體的溫度分布云圖如圖6所示，其中監(jiān)測點(diǎn)標(biāo)識溫度順序?yàn)椋耗M值/實(shí)驗(yàn)值。

從表5數(shù)據(jù)可知，蓄熱體4個監(jiān)測點(diǎn)溫度誤差第1階段都低于第2階段，整個階段誤差值均低于10 ℃，最大平均誤差出現(xiàn)在出風(fēng)溫度監(jiān)測點(diǎn)的第1階段，達(dá)到了15.86 ℃。從圖6來看，T=310 min時刻的平均誤差率較低，為1.58%，T=450 min時刻的平均誤差率為5.98%，放熱過程流場風(fēng)速的提高加大了數(shù)值分析與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較的誤差率，但仍能表現(xiàn)出較高的溫升、溫降吻合度，結(jié)合溫升、溫降曲線可認(rèn)定放熱階段的熱流固耦合數(shù)值分析方法能成為進(jìn)一步研究的可靠依據(jù)。

2 放熱過程流場分析

根據(jù)放熱過程驗(yàn)證模型，通過CFD-Post后處理軟件對XY平面和YZ平面進(jìn)行截面處理，以觀測放熱過程第1階段和第2階段的流場分布情況，截面尺寸如圖7所示。

放熱過程兩階段的實(shí)驗(yàn)條件都為風(fēng)機(jī)定頻率實(shí)驗(yàn)工況，根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件設(shè)定的第1階段流場速度云圖如圖8所示，其中圖8a為[Z=795.5] mm截面的速度矢量云圖，可看出，截面速度較高區(qū)域出現(xiàn)在回風(fēng)區(qū)，主要原因是回風(fēng)區(qū)截面面積小，因此流速較快。蓄熱孔中的流速基本在0.13～0.19 m/s范圍，在高溫封閉區(qū)頂端和底端出現(xiàn)明顯的渦流區(qū)。圖8b為固體蓄熱器在該階段的整體速度云圖，由于第1階段風(fēng)機(jī)頻率設(shè)定值較低，數(shù)值分析中設(shè)定回風(fēng)口截面流速為0.20 m/s，除了高溫封閉區(qū)底面與回風(fēng)風(fēng)道上端形成的死區(qū)外，固體蓄熱器整體流速表現(xiàn)較均勻。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件設(shè)定的第2階段流場速度云圖如圖9所示，其中圖9a為[Z=795.5] mm截面的速度矢量云圖，與第1階段相比較，流場截面分布趨勢基本一致，不同之處在于，由于風(fēng)速的提升，在高溫封閉區(qū)出現(xiàn)了更多的渦流區(qū)域。該階段在數(shù)值分析中設(shè)定回風(fēng)截面風(fēng)速為2.20 m/s，蓄熱孔中的流速基本在1.73～3.45 m/s范圍，放熱階段整個固體蓄熱器腔體呈負(fù)壓狀態(tài)，因此蓄熱孔速度也表現(xiàn)出前高后低的分布形式。圖9b為固體蓄熱器在該階段的整體速度云圖。

通過CFD-Post后處理軟件的Point cloud分別在放熱過程兩個階段的出口截面上取點(diǎn)計(jì)算平均速度，以熱空氣介質(zhì)計(jì)算得到兩階段的放熱功率曲線如圖10所示。

從圖10可看出，第1階段即節(jié)點(diǎn)時刻310 min之前，放熱功率的增幅較小，功率增速僅為1.39 kW/h，原因是根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件設(shè)定的出、回風(fēng)風(fēng)速模擬邊界條件值較低，導(dǎo)致在達(dá)到節(jié)點(diǎn)時刻的放熱功率值僅為6.9 kW；但當(dāng)?shù)?階段的風(fēng)速值由實(shí)驗(yàn)設(shè)定的0.2 m/s增至2.2 m/s時，放熱功率顯著提高，相同蓄熱體溫度下的放熱功率增至107.9 kW，隨著蓄熱體溫度降低，放熱功率也隨之減小，當(dāng)達(dá)到480 min時刻時，放熱功率降至61.2 kW，此時的出風(fēng)口截面平均溫度為230.45 ℃。

3 傳熱及流動特性分析

放熱過程熱空氣在蓄熱孔內(nèi)的流動現(xiàn)象屬于內(nèi)部流動，熱空氣流體與蓄熱孔表面接觸由黏性作用形成黏流邊界層，并隨著熱空氣流體在蓄熱孔中流動邊界層擴(kuò)展至整個截面區(qū)域。這時稱流動為充分發(fā)展的，該位置與熱空氣入口處的距離稱為流體力學(xué)入口長度。對于圓管中的層流，其充分發(fā)展的速度分布為拋物線形，而圓管中湍流充分發(fā)展的速度分布則相對較平緩。在處理內(nèi)部流動時，重要的是需知道入口區(qū)域長度，其取決于流動是層流還是湍流。層流和湍流的判斷條件以無量綱參數(shù)雷諾數(shù)[Re≈2300]作為分界點(diǎn)，[Re≤2300]的為層流，[Regt;2300]的為湍流，而完全湍流狀態(tài)的雷諾數(shù)（[Re≈10000]）遠(yuǎn)大于2300。對于圓管，Re的計(jì)算公式為：

[Re=4m?πDμ] （8）

式中：[m?]——質(zhì)量流速，kg/s；[D]——圓管直徑，m；[μ]——黏度，Pa·s。

以長型孔水力直徑計(jì)算得到放熱過程不同入口溫度下雷諾數(shù)與截面風(fēng)速的關(guān)系曲線如圖11所示。由圖11可知，放熱階段蓄熱孔中，在入口溫度低于100 ℃且入口風(fēng)速達(dá)到2.0 m/s以上時才會出現(xiàn)完全湍流狀態(tài)，結(jié)合固體蓄熱器實(shí)際應(yīng)用過程分析，完全湍流狀態(tài)僅存在于純放熱末尾及蓄放熱初始階段。蓄熱孔絕大多數(shù)時間都處在過渡區(qū)狀態(tài)下，僅在入口溫度為600 ℃，入口風(fēng)速低于2.0 m/s時才存在層流現(xiàn)象，結(jié)合固體蓄熱器實(shí)際運(yùn)行工況，該狀態(tài)僅在蓄放熱階段末尾及純放熱階段初始時刻出現(xiàn)。

上述是對蓄熱孔中熱空氣流動狀態(tài)的分析，而蓄熱孔中的熱空氣流經(jīng)高于自身溫度的蓄熱孔時將發(fā)生對流換熱現(xiàn)象，與蓄熱孔壁面形成熱邊界層，此時將引入另一個無量綱參數(shù)普朗特數(shù)（[Pr]）對流體力學(xué)層流狀態(tài)下邊界層及熱邊界層進(jìn)行度量，本文涉及溫度范圍內(nèi)的熱空氣[Pr]平均值為0.71，屬于中等大小普朗特數(shù)，因此熱邊界層的發(fā)展要比流體力學(xué)邊界層快很多，而在湍流狀態(tài)下，邊界層的狀態(tài)幾乎和普朗特數(shù)無關(guān)。熱空氣與蓄熱孔壁面的對流換熱使得流體溫度隨流動方向遞增，對于換熱系數(shù)的評價，將引入無量綱參數(shù)努塞爾數(shù)（[Nu]），由于放熱階段涵蓋了層流區(qū)、過渡區(qū)及完全湍流區(qū)，本文將通過[Re]來確定[Nu]的計(jì)算方法，當(dāng)[Relt;3000]時，對于混合入口長度，將采用Sieder和Tate提出的計(jì)算關(guān)系式：

[Nu=1.86RePrL/Dk13μcμs0.14] （9）

式中：[L]——蓄熱孔長度，m；[Dk]——蓄熱孔直徑，m；[μc]——蓄熱孔出口黏度，Pa·s；[μs]——蓄熱孔入口黏度，Pa·s。

通過蓄熱孔中熱空氣升溫溫差計(jì)算[μcμs0.14]項(xiàng)值在1.00～1.05之間，因?qū)恿鞫紊郎販夭钪迪鄬^低，因此本文取[μcμs0.14]項(xiàng)為1.00處理。

當(dāng)[Re≥3000]時，采用Gnielinski給出的適用于過渡區(qū)[Nu]計(jì)算公式來評價放熱過程兩階段的對流換熱特性，計(jì)算公式為：

[Nu=f/8Re-1000Pr1+12.7f/812Pr23-1] （10）

式中：[f]——摩擦因子，[f=0.79lnRe-1.64-2]。

根據(jù)式（9）、式（10），結(jié)合放熱過程兩階段入口平均溫度可得到不同時刻的[Nu]曲線如圖12所示。

從圖12可看出，放熱過程第2階段由于流速較高，因此[Nu]也較高，并隨著第2階段的進(jìn)行，[Nu]逐漸增加，對流換熱特性較高；放熱過程第1階段由于流速較低，蓄熱孔內(nèi)出現(xiàn)層流現(xiàn)象，并隨著蓄熱體溫度升高，[Nu]逐漸降低，并逐漸趨近于等表面熱流密度的[Nu]，就本文第1階段放熱速率下表現(xiàn)出入口段的對流換熱特性。

4 結(jié) 論

1）以工程常用固體蓄熱器的放熱過程為研究對象，設(shè)計(jì)一種物理參數(shù)非定值的熱流固耦合分析方法，通過數(shù)值模擬及其實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，得到該數(shù)值模擬方法的可行性。

2）低風(fēng)速循環(huán)作用下，整體流速較均勻，放熱功率增幅較小，節(jié)點(diǎn)時刻放熱功率值僅為6.9 kW；當(dāng)設(shè)定風(fēng)速由0.2 m/s增至2.2 m/s時，放熱功率顯著提高，相同蓄熱體溫度下的放熱功率增至107.9 kW。

3）結(jié)合固體蓄熱器實(shí)際應(yīng)用過程分析，蓄熱孔絕大多數(shù)時間都處于過渡區(qū)狀態(tài)；完全湍流狀態(tài)僅存在于純放熱末尾階段及蓄放熱初始階段；層流現(xiàn)象僅存在于蓄放熱末尾階段及純放熱初始階段。放熱過程第1階段由于流速較低，蓄熱孔內(nèi)出現(xiàn)層流現(xiàn)象，并隨著蓄熱體溫度升高，[Nu]逐漸趨近于等表面熱流密度[Nu]，表現(xiàn)出入口段的對流換熱特性；放熱過程第2階段由于流速較高，[Nu]逐漸增加，對流換熱特性較高。

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SIMULATION ANALYSIS AND EXPERIMENTAL STUDY ON

EXOTHERMIC PROCESS OF SOLID ACCUMULATOR

Hu Zifeng1，Duan Zhenyun1，Xu Yaozu2，Shang Xiangdong1，Xu Jingjiu2

（1. School of Mechanical Engineering， Shenyang University of Technology， Shenyang 110870， China；

2. Shenyang Huawei Engineering Technology Co.， Ltd.， Shenyang 110180， China）

Abstract：In order to obtain the flow field distribution and flow characteristics of the heat release process of solid accumulator in practical engineering application， the heat release process of solid accumulator commonly used in engineering is taken as the research object， a method of heat fluid-structure coupling analysis with non-constant physical parameters is designed， and its feasibility is verified by numerical simulation and experiment. Using numerical simulation method based on the exothermic process of regenerative heat exchanger with the solid heat transfer characteristics are studied. The results show that in the first stage of the exothermic process， under the effect of low wind speed loop， the heating power is small， as the regenerator temperature Nu number is gradually reduced， and gradually tend to Nu value of the surface heat flow density，showing convective heat transfer characteristics of entrances. In the second stage of the exothermic process， the exothermic power is significantly increased due to the increase of wind speed. With the progress of the second stage， Nu number gradually increases and the convective heat transfer characteristics is high.

Keywords：heat storage； thermal analysis； numerical simulation； fluid structure interaction； solid thermal accumulator