劉赟，李金芳，李永華

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結(jié)構(gòu)參數(shù)和擾流參數(shù)對(duì)塔式太陽(yáng)能接收器吸熱管周向溫差的影響

劉赟，李金芳，李永華

(華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力和機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定，071003)

通過(guò)改變吸熱管的結(jié)構(gòu)、在吸熱管內(nèi)插入擾流件的方法來(lái)減小塔式太陽(yáng)能吸熱管周向溫差，提高接收器可靠性。與傳統(tǒng)定溫或定熱流密度邊界條件不同，采用HFCAL模型模擬實(shí)際非均勻太陽(yáng)輻射分布，采用直圓管、漸縮管和漸擴(kuò)管作為塔式太陽(yáng)能接收器的吸熱管結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行對(duì)比分析。進(jìn)一步分析不同擴(kuò)張比漸縮管對(duì)周向溫差的影響。研究結(jié)果表明：與光管和漸擴(kuò)管相比，漸縮管聚光區(qū)與非聚光區(qū)的溫差大幅度降低；周向溫差隨擴(kuò)張比的增大而減小，當(dāng)擴(kuò)張比為20/16時(shí)效果較好，溫差減小10%，壓損為0.05 Pa；在漸縮管內(nèi)插入扭曲片可進(jìn)一步減小吸熱管的周向溫差，有效提高接收器可靠性。

塔式太陽(yáng)能；接收器；周向溫差；扭曲片

CSP(聚焦型太陽(yáng)能)電站是太陽(yáng)能發(fā)電的主要形式，包括塔式熱發(fā)電、槽式熱發(fā)電、碟式熱發(fā)電和線性菲涅爾式熱發(fā)電4種類(lèi)型[1]。SPT(太陽(yáng)能發(fā)電塔式發(fā)電技術(shù))電站是所有CSP電站中效率較高、裝機(jī)容量最大的，可使用各種不同的傳熱工質(zhì)，因而具有很大的發(fā)展?jié)摿2]。在太陽(yáng)能利用的研究領(lǐng)域中，提高光電/光熱轉(zhuǎn)化效率、降低成本、提高設(shè)備的可靠性具有深遠(yuǎn)意義。接收器是塔式太陽(yáng)能熱發(fā)電的核心傳熱設(shè)備，其性能直接影響整個(gè)電站的可靠性和光熱轉(zhuǎn)換效率。目前，管式接收器是塔式太陽(yáng)能電站中最為常用的一種。然而，管式太陽(yáng)能接收器普遍存在周向溫差不均、熱應(yīng)力過(guò)大等問(wèn)題，從而導(dǎo)致吸熱管的變形或爆裂，影響接收器的安全運(yùn)行[3]，因此，減小吸熱管的周向溫差是該類(lèi)接收器的研究目標(biāo)及緊要問(wèn)題。鄒琴梅[4]通過(guò)模型測(cè)得非均勻熱流密度下塔式太陽(yáng)能接收器吸熱管的周向溫差達(dá)83 K，會(huì)在吸熱管上產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力。DU等[5]分析了熔鹽接收器吸熱管上的熱應(yīng)力，其值遠(yuǎn)大于產(chǎn)生臨界裂紋的熱應(yīng)力。因此，許多研究者希望通過(guò)降低周向溫差的方法來(lái)提高接收器可靠性以及光熱轉(zhuǎn)化效率，其中包括調(diào)整定日鏡場(chǎng)的布置、調(diào)整接收器布置位置、改變接收器材料、工質(zhì)等方法。GARCIA-MARTIN等[6?8]通過(guò)調(diào)整定日鏡場(chǎng)的布置使接收器得到更均勻的熱分布。SALOME 等[9]測(cè)量接收器表面上不同點(diǎn)處的溫度，當(dāng)溫度達(dá)到最大公差值時(shí)，通過(guò)改變定日鏡的瞄準(zhǔn)點(diǎn)將功率從一個(gè)區(qū)域傳遞到另一個(gè)區(qū)域從而調(diào)整吸熱管表面的熱流密度。BELHOMME等[10]采用蟻群元啟發(fā)式優(yōu)化目標(biāo)點(diǎn)的程序，使定日鏡場(chǎng)聚集的太陽(yáng)能不集中輻照在1個(gè)點(diǎn)上，從而使接收器上能流密度分布均勻。除了調(diào)整定日鏡場(chǎng)外，還可通過(guò)優(yōu)化接收器的方式減小周向溫差。LIAO等[11]對(duì)比分析不同工質(zhì)下吸熱管的傳熱效果從而選擇合適的工質(zhì)使吸熱管的溫差減小。VERLOTSKI等[12]通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了控制流體速率和保證吸熱器效率的情況下逐漸增加射線輻照強(qiáng)度能減少熱應(yīng)力。BOEREMA等[13]模擬分析了4種吸熱器(單一管徑吸熱器、多管徑吸熱器、多通道吸熱器及理想流動(dòng)吸熱器)，模擬結(jié)果表明吸熱管管道布置方式及采用不同位置、不同直徑的吸熱管能有效減少周向溫差。LIAO等[14]在接收器入口端安裝熱管，使吸熱管內(nèi)的熱量來(lái)自于熱管的蒸發(fā)段而不是不均勻的太陽(yáng)能輻射，從而消除溫差。王婷等[15]結(jié)合氣液兩相傳熱和流動(dòng)特點(diǎn)，將吸熱管布置成兩段式、多管程蛇形管布置方式，能較小部分熱應(yīng)力，AGRAFIOTIS等[16]為克服熱應(yīng)力及熱沖擊對(duì)吸熱器造成的損害，選用了有良好抗熱沖擊的陶瓷材料，如再結(jié)晶SiC及硅元素滲入型SiC多孔蜂窩結(jié)構(gòu)。FLORES等[17]提出并制造了Cu-Fe復(fù)合材質(zhì)吸熱器，能有效降低溫度梯度，減小管內(nèi)熱應(yīng)力。另一種方法是改變吸熱管幾何結(jié)構(gòu)，即優(yōu)化吸熱管結(jié)構(gòu)和在吸熱管內(nèi)插入擾流件。在結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面，黃民等[18]分析漸擴(kuò)管、漸縮管和直圓管內(nèi)流體的流動(dòng)特性，發(fā)現(xiàn)漸變管中流體的截面速度分布均勻，軸心速度下降，近壁處流體速度快，管內(nèi)流體都能有效參與流動(dòng)及換熱。郝亞珍等[19]在微通道的熱管理研究中使用了漸縮通道，發(fā)現(xiàn)來(lái)流在通道內(nèi)的流速會(huì)更加均勻，各通道內(nèi)反應(yīng)物的濃度均勻，反應(yīng)速率趨于一致。NAPHON等[20]將漸縮通道和螺旋通道等各通道類(lèi)型進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)漸縮通道結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，易加工易獲得，能有效改變流體的流動(dòng)特性且壓損較低。吸熱管內(nèi)插入擾流件也是改變吸熱管流動(dòng)特性的主要方式之一。MURUGESAN等[21]發(fā)現(xiàn)扭曲片擾流件對(duì)管內(nèi)流體有分流與旋流作用，使管內(nèi)流體邊界層變薄，污垢沉積始終處在較低水平，增大流體的管內(nèi)對(duì)流傳熱系數(shù)，從而到達(dá)強(qiáng)化傳熱的效果。塔式太陽(yáng)能吸熱管存在的周向溫差問(wèn)題十分顯著，在此前的吸熱管模型中基本采用定熱流密度邊界條件，從而導(dǎo)致模擬結(jié)果并不符合實(shí)際，因此，本文作者采用新的HFCAL變熱流密度法來(lái)擬定吸熱管的邊界條件。漸縮管和漸擴(kuò)管的多用于各工業(yè)管道的接口，其內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)特性與直圓管的流動(dòng)特性大不相同，而塔式太陽(yáng)能接收器在此前鮮有采用漸縮管及漸擴(kuò)管作為吸熱管模型來(lái)提高可靠性的研究。本文選取漸縮管和漸擴(kuò)管為吸熱管，模擬分析其流動(dòng)特性從而選取合適的吸熱管模型。其后建立內(nèi)置擾流件的吸熱管模型，根據(jù)計(jì)算結(jié)果分析各模型對(duì)周向溫差的影響，選取最佳的優(yōu)化方案。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 工作原理

腔式管狀太陽(yáng)能接收器中，吸熱管都布置在1個(gè)腔體中，太陽(yáng)能通過(guò)1個(gè)透光窗口射入腔體，與接收器的工質(zhì)在腔體內(nèi)發(fā)生熱交換，如圖1所示[22]。該接收器的吸熱管都布置在腔體內(nèi)，使對(duì)流、輻射熱損失減小，換熱效率提高。太陽(yáng)能輻射透過(guò)窗口，熱流密度在吸熱管束平面上呈不均勻分布，吸熱管的聚光區(qū)和非聚光區(qū)會(huì)產(chǎn)生很大的溫差。因此，采用改變吸熱管結(jié)構(gòu)和在吸熱管內(nèi)插入扭曲片擾流件的形式來(lái)改變流場(chǎng)，增強(qiáng)冷熱流體的混合，使吸熱管內(nèi)的工質(zhì)溫度更加均勻。

圖1 腔式管狀接收器[22]

1.2 控制方程

本文計(jì)算以三維笛卡兒坐標(biāo)系為參照系，假定工質(zhì)水蒸氣為理想氣體，工質(zhì)的流動(dòng)狀態(tài)為定常流動(dòng)，無(wú)內(nèi)熱源，流體計(jì)算域內(nèi)的質(zhì)量方程、動(dòng)量方程、能量方程以及?方程如式(1)~(5)所示。

質(zhì)量守恒方程：

動(dòng)量守恒方程：

能量方程：

其中湍動(dòng)能方程為

湍耗散方程為

1.3 邊界條件

本文采用HFUAL熱流密度法，建立了與塔式太陽(yáng)能電站定日鏡場(chǎng)布置有關(guān)的模擬分析模型，其熱流密度表達(dá)式[23]為

式中：為定日鏡場(chǎng)中熱輻射的有效偏差系數(shù)；Ph為單個(gè)定日鏡發(fā)送的總功率，W；坐標(biāo)x和z的原點(diǎn)對(duì)應(yīng)于接收器平面上接收到的光輻射的中心點(diǎn)，其中x為接收器平面上沿管排方向上的坐標(biāo)；z為接收器平面上沿管長(zhǎng)方向上的坐標(biāo)；y＞0表示聚光區(qū)，y≤0表示非聚光區(qū)。吸收管束平面上的熱流密度分布如圖2所示[24]，由原點(diǎn)向外熱流密度逐漸減小。

2 物理模型

選取圖2所示平面管束中位于管束中心的吸熱管為研究對(duì)象，該吸熱管的中心為吸熱管束平面上光輻射的中心點(diǎn)，因此，可直接用式(6)進(jìn)行熱流密度的編程計(jì)算而不用換算坐標(biāo)差值。圖3所示為建立的直圓管、漸縮管和漸擴(kuò)管三維立體模型。模型的尺寸參數(shù)為：直圓管長(zhǎng)度為800 mm，直圓管橫截面半徑為 20 mm；漸縮管的長(zhǎng)度為800 mm，漸縮管入口截面半徑為20 mm，漸縮管出口截面半徑為16mm；漸擴(kuò)管長(zhǎng)度為800 mm，漸擴(kuò)管入口截面半徑為16 mm，漸擴(kuò)管出口截面半徑為20 mm。

采用gambit建模，網(wǎng)格類(lèi)型為Hex/wedge，網(wǎng)格密度為0.5。直圓管網(wǎng)格總數(shù)560萬(wàn)個(gè)，漸縮管網(wǎng)格總數(shù)為543萬(wàn)個(gè)，漸擴(kuò)管網(wǎng)格總數(shù)為545萬(wàn)個(gè)。各模型網(wǎng)格=?0.4 m截面和=0 m截面網(wǎng)格分布如圖4所示。

圖3 不同熱管結(jié)構(gòu)模型圖

(a) z=?0.4 m截面網(wǎng)格；(b) y=0 m截面網(wǎng)格

扭曲片可在流場(chǎng)中產(chǎn)生縱向渦使流體產(chǎn)生擾動(dòng)，從而使流體產(chǎn)生徑向上的速度，加強(qiáng)冷熱流體間的混合從而有效減小周向溫差。在分析漸縮管的傳熱效果后，在漸縮管中加入扭曲片模型中漸縮管的長(zhǎng)度為800 mm，入口截面半徑為20 mm，出口截面半徑為16 mm。扭曲片其底面長(zhǎng)=8 mm，寬=3 mm，節(jié)距為400 mm。扭曲片數(shù)量為2片，均布置在漸縮管的非聚光側(cè)，如圖5(a)所示。由于扭曲片附近流體速度變化很大，為了提高計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確度，對(duì)扭曲片附近的網(wǎng)格進(jìn)行加密。最靠近扭曲片的區(qū)域網(wǎng)格密度為0.5，所用的網(wǎng)格類(lèi)型為T(mén)et/hybird，該網(wǎng)格由四面體網(wǎng)格和楔形體網(wǎng)格混合而成。扭曲片往外部分的網(wǎng)格密度為0.7，所用的網(wǎng)格類(lèi)型仍舊為T(mén)et/hybird。吸熱管近壁處網(wǎng)格密度為1.0，所用網(wǎng)格類(lèi)型為Hex/wedge，該網(wǎng)格由四面體網(wǎng)格構(gòu)成，在漸縮管壁貼壁處繪制邊界層。=?0.4 m處的截面網(wǎng)格如圖5(b)所示。

各模型的工質(zhì)為水?水蒸氣，在加熱過(guò)程中吸熱管內(nèi)存在過(guò)冷段、濕蒸汽段及過(guò)熱段。過(guò)熱段內(nèi)工質(zhì)性質(zhì)最為穩(wěn)定，且水蒸氣的傳熱性能不佳，過(guò)熱段的周向溫差會(huì)相對(duì)較大，因此，選擇過(guò)熱段為研究對(duì) 象。模型的入口工質(zhì)溫度為573.15 K，入口速度為 0.2 m/s。該過(guò)熱蒸汽的物理參數(shù)為：=25.786 5 kg/m3，=2.069 5×10?5kg/(m?s)，=0.056 8 W/(m?K)，c= 3 207 J/(kg?K)。

(a) 扭曲片布置圖；(b) z=?0.4 m截面網(wǎng)格

網(wǎng)格的數(shù)量決定了計(jì)算的準(zhǔn)度。為了保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)3個(gè)模型的網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。繪制模型的網(wǎng)格數(shù)為5 926×785，6 017×806， 6 154×845，6 154×909和6 243×945個(gè)共5種，這幾個(gè)網(wǎng)格數(shù)量下吸熱管的出口溫差分別為36.0，37.1，38.5，39.0，39.1 K，如圖6所示。計(jì)算發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格數(shù)量為6 154×909個(gè)和6 243×945個(gè)時(shí)，出口溫差的改變量?jī)H為0.25%，所以，選取網(wǎng)格數(shù)為6 154×909個(gè)時(shí)的網(wǎng)格為計(jì)算網(wǎng)格。

圖6 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

3 結(jié)果與討論

3.1 不同吸熱管結(jié)構(gòu)對(duì)出口溫差的影響

圖7所示為直圓管，漸縮管和漸擴(kuò)管出口截面上的溫度云圖。由圖7可以看出：直圓管出口截面周向溫差最大為60 K；漸縮管出口截面周向溫差減小為41 K，與直圓管相比減小了約33%；漸擴(kuò)管出口截面上的周向溫差和直圓管的相差很小，溫差仍舊為 60 K。直圓管中的流體在管內(nèi)流動(dòng)時(shí)邊界層較厚，沿管子徑向上存在明顯的速度梯度，貼近管壁處流速低，流動(dòng)中心流速高，導(dǎo)致貼壁處的流體曝光時(shí)間長(zhǎng)溫度高，管道中心的流體溫度相對(duì)較低，非聚光區(qū)的流體溫度相對(duì)更低，吸熱管聚光區(qū)和非聚光區(qū)產(chǎn)生較大的溫差。漸縮管使得流體在管道中心的速度低，近壁處流速沿流動(dòng)方向逐漸增大，從而徑向的速度梯度較小，近壁處和中心處的速度相差不大。近壁處的流體與流動(dòng)中心的流體不會(huì)因流速不同產(chǎn)生溫差，從而使吸熱管的周向溫差減小。而漸擴(kuò)管中流體的流速在徑向上分布均勻，但是在縱向上流速減慢，流體在管內(nèi)總停留時(shí)間增大，流體的溫升較大，溫差并沒(méi)有減小。對(duì)不同吸熱管結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究的目的是為了減少吸熱管的周向溫差，因此，通過(guò)對(duì)比，本文選擇漸縮管來(lái)取代直圓管成為接收器的吸熱管。

3.2 漸縮管的擴(kuò)張比對(duì)出口溫差的影響

漸縮管相較于直圓管而言其管內(nèi)工質(zhì)的周向溫差較小，而漸縮管中影響周向溫差的主要因素為漸縮管的擴(kuò)張比(=max/min，即漸縮管最大截面直徑max與最小截面直徑min的比值)。建立長(zhǎng)度為800 mm、入口截面半徑都為20 mm、出口截面直徑分別為18，16和14 mm的3個(gè)漸縮管模型，網(wǎng)格畫(huà)法與第2小節(jié)中的相同。圖8所示為不同擴(kuò)張比漸縮管的出口溫度云圖。由圖8可知：漸縮管的擴(kuò)張比越大，漸縮管的周向溫差越?。划?dāng)擴(kuò)張比=20/18時(shí)，周向溫差為45 K；當(dāng)擴(kuò)張比=20/16時(shí)，周向溫差減小為41 K；當(dāng)擴(kuò)張比為=20/14時(shí)，周向溫差減小到37 K。當(dāng)漸縮管的擴(kuò)張比越大時(shí)，近壁處流體的流速與中心流體的流速相差越小，管子內(nèi)流體的混合更加均勻，從而減小溫差。漸縮管的擴(kuò)張比并不是越大越好。因?yàn)闈u縮管的擴(kuò)張比受漸縮管自身性能的影響，漸縮管的出口截面直徑不能小于漸縮管的臨界直徑；此外，漸縮管的擴(kuò)張比越大，其產(chǎn)生的壓損就越大，需要消耗更多的泵功，降低了系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性。圖9所示為以漸縮管的出口截面直徑為橫坐標(biāo)，左側(cè)的縱坐標(biāo)表示吸熱管的出口截面上的周向溫差，右側(cè)的縱坐標(biāo)表示吸熱管的壓損。由圖9可知：當(dāng)=20/18時(shí)，吸熱管壓損為0.03 Pa；當(dāng)=20/16時(shí)，壓損增大了67%；當(dāng)=20/14時(shí)，壓損增大到0.17 Pa。當(dāng)漸縮管出口管徑不斷減小時(shí)，減縮管壓損增加的速率高于漸縮管周向溫差減小的速率，可見(jiàn)漸縮管的縮放比并不是越小越好。當(dāng)漸縮管的擴(kuò)張比=20/16時(shí)壓損曲線與溫差曲線相交，達(dá)到溫差和壓損綜合考慮的最優(yōu)點(diǎn)。

(a) 直圓管；(b) 漸縮管；(c) 漸擴(kuò)管

擴(kuò)張比a：(a) 20/14；(b) 20/16；(c) 20/18

1—溫差；2—壓損。

3.3 漸縮管內(nèi)插入扭曲片對(duì)溫差的影響

圖10所示為單直圓管，單漸縮管和內(nèi)置扭曲片的漸縮管的出口截面的溫度云圖。從圖10可見(jiàn)：直圓管的出口截面周向溫差最大為60 K；漸縮管的周向溫差為41 K；在漸縮管內(nèi)置入扭曲片后溫差進(jìn)一步減小，內(nèi)置扭曲片的漸縮管出口截面的溫差縮小到只有 32 K。使用漸縮管使管內(nèi)徑向上速度分布均勻，減小溫差；而在管內(nèi)插入扭曲片能進(jìn)一步對(duì)工質(zhì)進(jìn)行擾動(dòng)，管內(nèi)流體收到扭曲片的阻礙、分流而產(chǎn)生二次流，增強(qiáng)了徑向旋流，加強(qiáng)了上下半周流體的混合，減小了徑向溫度場(chǎng)變化梯度，最終導(dǎo)致管內(nèi)膜傳熱系數(shù)增大，從而達(dá)到強(qiáng)化傳熱和減小溫差的效果。內(nèi)置扭曲片的漸縮管出口截面速度矢量圖如圖11所示。從圖11可見(jiàn)：扭曲片橫截面速度矢量可達(dá)0.015 m/s，內(nèi)置扭曲片會(huì)使流體產(chǎn)生縱向渦，使高溫流體擾動(dòng)到低溫流體區(qū)域，加強(qiáng)了冷熱流體混合從而使溫差減小。漸縮管內(nèi)的流體流速均勻，徑向上速度梯度小，扭曲片在漸縮管內(nèi)能充分帶動(dòng)管內(nèi)的流體進(jìn)行混合換熱，使流體出口溫差再度減小。在考慮優(yōu)化溫差的同時(shí)還是要考慮壓損，圖12所示的曲線圖橫坐標(biāo)為吸熱管類(lèi)型，左邊的縱坐標(biāo)表示周向溫差，右邊的縱坐標(biāo)表示壓損。通過(guò)分析可發(fā)現(xiàn)在漸縮管內(nèi)插入扭曲片后壓損增大至0.08 Pa，與單漸縮管相比壓損增大了60%。壓損線與溫差線的交點(diǎn)在單漸縮管附近，說(shuō)明內(nèi)置扭曲片的漸縮管雖能有效減小溫差，但是壓損增大會(huì)使經(jīng)濟(jì)性降低。在漸縮管內(nèi)置入扭曲片雖然會(huì)增大壓損，但是壓損增大的幅度較小僅為0.03 Pa，而且在溫差減小的情況下提高了吸熱管的出口平均溫度，仍存在一定的實(shí)用性，因此，可根據(jù)各接收器及電站的要求選取合適的優(yōu)化方案。

(a) 直圓管；(b) 漸縮管；(c) 帶扭曲片漸縮管

圖11 內(nèi)置扭曲片漸縮管出口截面速度矢量圖

1—溫差；2—壓損。

4 結(jié)論

1) 漸縮管和漸擴(kuò)管在工業(yè)中應(yīng)用廣泛，但是非均勻熱流條件下的塔式接收器中應(yīng)用較少。流體流經(jīng)漸縮管后速度升高、壓力降低，管內(nèi)流體中心處到貼壁處的速度梯度減小，漸縮管內(nèi)邊界層的厚度與直圓管相比大大削薄，流體的溫度較為均勻，能有效減小吸熱管的周向溫差。流體流經(jīng)漸擴(kuò)管后流速降低，壓力升高，由于流速的減小使流體在管內(nèi)的停留時(shí)間增大，因此，漸擴(kuò)管出口的流體溫度升高，對(duì)溫差的影響 不大。

2) 漸縮管的擴(kuò)張比是對(duì)吸熱管內(nèi)流體出口溫差影響較大的結(jié)構(gòu)參數(shù)。擴(kuò)張比越大，吸熱管的出口溫差越小，但是造成的壓損會(huì)越大，對(duì)不同擴(kuò)張比下吸入管內(nèi)流體的出口溫差和吸熱管兩端的壓損進(jìn)行分析，可得當(dāng)擴(kuò)張比為20/16時(shí)性能最優(yōu)。

3) 在漸縮吸熱管內(nèi)置入扭曲片擾流件能進(jìn)一步減小吸熱管的周向溫差，提高出口平均溫度。扭曲片產(chǎn)生的縱向渦能有效卷吸四周的流體，使冷熱流體有效混合，進(jìn)一步減小溫差，但是會(huì)使壓損略有增大，應(yīng)綜合實(shí)際情況選擇最佳的優(yōu)化方案。

[1] ROMERO M, BUCK R, PACHECO J E. An update on solar central receiver systems, projects and technologies[J]. Journal of Solar Energy Engineering, 2002, 124: 98?108.

[2] BAHAROON D A, RAHMAN H A, OMAR W Z W, et al. Historical development of concentrating solar power technologies to generate clean electricity efficiently: a review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2015, 41: 996?1027.

[3] 崔文智, 李洪香. 非均勻熱流密度下太陽(yáng)能吸熱管的溫度特性[J]. 電源技術(shù), 2015, 39(5): 1040?1042. CUI Wenzhi, LI Hongxiang. Temperature characteristics of solar heat absorber tubes with non-uniform heat flux[J]. Power Technology, 2015, 39(5): 1040?1042.

[4] 鄒琴梅. 塔式太陽(yáng)能熔鹽吸熱器的傳熱特性研究與設(shè)計(jì)[D]. 杭州: 浙江大學(xué)控制科學(xué)與工程學(xué)系, 2014: 1?61. ZOU Qinmei. Stufy of flow and heat transfer performance and design of molten receiver in solar power plants[D]. Hangzhou: Zhejiang University. Department of Control Science and Engineering, 2014: 1?61.

[5] DU Baocun, HE Yaling, ZHENG Zhangjing, et al. Analysis of thermal stress and fatigue fracture for the solar tower molten salt receiver[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 99: 741?750.

[6] GARCíA-MARTíN F J, BERENGUEL M, VALVERDE A, et al. Heuristic knowledge-based heliostat field control for the optimization of the temperature distribution in a volumetric receiver[J]. Solar Energy, 1999, 66(5): 355?369.

[7] HAMZA K, GANDHI U, SAITOU K. Optimal scheduling of parabolic heliostats aim targets in a mini-tower solar concentrator system[C]// ASME 2011 International Design Engineering Technical Conferences and Computers and Information in Engineering Conference. Washington, DC, USA, 2011: 351?358.

[8] VANTHULL L L, IZYGON M E, PITMAN C L. Real-time computation and control of solar flux density on a central receiver (Solar Two) (Preheat)[C]// American Society of Mechanical Engineers International Solar Energy Conference. San Antonio, TX, USA, 1996: 139?142.

[9] SALOMé A, CHHEL F, FLAMANT G, et al. Control of the flux distribution on a solar tower receiver using an optimized aiming point strategy: Application to THEMIS solar tower[J]. Solar Energy, 2013, 94(4): 352?366.

[10] BELHOMME B, PITZ-PAAL R, SCHWARZB?ZL P. Optimization of heliostat aim point selection for central receiver systems based on the ant colony optimization metaheuristic[J]. Journal of Solar Energy Engineering, 2014, 136(1): 190?198.

[11] LIAO Zhirong, LI Xin, XU Chao, et al. Allowable flux density on a solar central receiver[J]. Renewable Energy, 2014, 62(3): 747?753.

[12] VERLOTSKI V, SCHAUS M, POHL M. A solar thermal MgO-powder receiver with working temperatures of more than 1 600℃: model investigation by using a laser as an irradiation source[J]. Solar Energy Materials & Solar Cells, 1997, 45(3):227-239.

[13] BOEREMA N, MORRISON G, TAYLOR R, et al. High temperature solar thermal central-receiver billboard design[J]. Solar Energy, 2013, 97: 356?368.

[14] LIAO Z, FAGHRI A. Thermal analysis of a heat pipe solar central receiver for concentrated solar power tower[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 102: 952?960.

[15] 王婷, 龐力平, 楊勇平. 兩段式塔式太陽(yáng)能腔式吸熱器設(shè)計(jì)及性能分析[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2017, 37(4): 313?320.

WANG Ting, PANG Liping, YANG Yongping. Design and performance analysis of a two-stage tower-type solar cavity receiver[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2017, 37(4): 313?320.

[16] AGRAFIOTIS C C, MAVROIDIS I, KONSTANDOPOULOS A G, et al. Evaluation of porous silicon carbide monolithic honeycombs as volumetric receivers/collectors of concentrated solar radiation[J]. Solar Energy Materials & Solar Cells, 2007, 91(6): 474?488.

[17] FLORES V, ALMANZA R. Behavior of the compound wall copper–steel receiver with stratified two-phase flow regimen in transient states when solar irradiance is arriving on one side of receiver[J]. Solar Energy, 2004, 76(1): 195?198.

[18] 黃民, 匡震邦. 漸縮(擴(kuò))直圓管中的發(fā)展流動(dòng)[C]// 中國(guó)工程熱物理學(xué)會(huì)熱機(jī)氣動(dòng)熱力學(xué)學(xué)術(shù)會(huì)議. 湖北宜昌, 1995: 74?81. HUANG Min, KUANG Zhenbang. Developing flow in a converging tube and a diverging tube[C]// Chinese Society of Engineering Thermophysics. Yichang, Hubei, 1995: 74?81.

[19] 郝亞珍. 微通道甲醇重整制氫過(guò)程的熱管理研究[D]. 北京: 華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院, 2011: 1?42. HAO Yazhen. Study on thermal management of hydrogen production from micro-channel methanol reforming[D]. Beijing: North China Electric Power University. School of Energy Power and Mechanical Engineering, 2011: 1?42.

[20] NAPHON P, SOOKKASEM A. Investigation on heat transfer characteristics of tapered cylinder pin fin heat sinks[J]. Energy Conversion & Management, 2007, 48(10): 2671?2679.

[21] MURUGESAN P, MAYILSAMY K, SURESH S, et al. Heat transfer and pressure drop characteristics in a circular tube fitted with and without twisted tape insert[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2011, 38(3): 329?334.

[22] WEI Han, JIN Hongguang, SU Jianfeng, et al. Design of the first Chinese 1 MW solar-power tower demonstration plant[J]. International Journal of Green Energy, 2009, 6(5): 414?425.

[23] COLLADO F J. One-point fitting of the flux density produced by a heliostat[J]. Solar Energy, 2010, 84(4): 673?684.

[24] HAO Yun, WANG Yueshe, HU Tian. The flow distribution in the parallel tubes of the cavity receiver under variable heat flux[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 108: 641?649.

Effects of structural and disturbing flow parameters on circumferential temperature difference in tower solar receiver

LIU Yun, LI Jinfang, LI Yonghua

(School of Energy, Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Baoding 071003, China)

In order to improve the reliability of solar tower receiver, the different absorber structures and the twisted-tape insert were developed to homogenize the circumferential temperature distribution. Different from the traditional given temperature and heat flux boundary condition, in this contribution, the HFCAL model was applied to simulate the actual non-uniform solar flux distribution on the receiver tubes, and the cylinder pipe, tapered conduit and diffuser tube were used as absorbers to analyze the convective flow and heat transfer. Based on those models, the effects of expansion ratio of the tapered conduit were analyzed. The results show that the circumferential temperature difference of the tapered conduit is the smallest. The circumferential temperature difference decreases with the increase of the expansion ratio. The excellent effect can be obtained when the expansion ratio is 20/16, and the temperature difference reduces by 10%, and the pressure loss is only 0.05 Pa. Finally, adding the twisted-tapes to the tapered conduit can further reduce the circumferential temperature difference and improve the reliability of receiver.

tower type solar power; receiver; circumferential temperature difference; twisted-tapes

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.032

TK514

A

1672?7207(2018)07?1823?08

2017?07?17；

2017?09?23

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51706072)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)面上資助項(xiàng)目(2015MS120) (Project(51706072) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2015MS120) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities of China)

劉赟，博士，講師，從事新能源熱利用領(lǐng)域的工程熱物理問(wèn)題研究；E-mail: liuyunlucia@ncepu.edu.cn

(編輯 楊幼平)