崔凱平，韓偉*，倪煜，韓振興，F(xiàn)rancisco MANGAS

（1.中國電力工程顧問集團西北電力設(shè)計院有限公司，西安710075；2.中國能源建設(shè)集團規(guī)劃設(shè)計有限公司，北京100120；3.山東電力建設(shè)第三工程有限公司，山東青島266000；4.Emypro S.A，Sabadell 08203，Spain）

0 引言

太陽能熱發(fā)電技術(shù)是一種可持續(xù)穩(wěn)定發(fā)電的新能源發(fā)電技術(shù)，在太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中，儲熱系統(tǒng)是使光熱技術(shù)具備在非光照條件下發(fā)電能力的關(guān)鍵設(shè)備。光熱發(fā)電站中儲熱系統(tǒng)通常采用雙罐熔鹽儲熱技術(shù)，通過熔鹽顯熱來儲存吸收太陽輻照熱能。近年來，隨著多能互補項目以及儲熱供熱項目的不斷增加，光熱電站的儲熱規(guī)模也不斷擴大。因此對儲熱系統(tǒng)的精細化設(shè)計要求也不斷加大。但是，儲熱系統(tǒng)面對的工況較為復(fù)雜，且近年來尚沒有針對高溫熔鹽儲罐的設(shè)計規(guī)范，目前對光熱電站熔鹽儲罐的設(shè)計還普遍采用API650標準，并輔之以有限元應(yīng)力計算做局部調(diào)整。但是由于有一些復(fù)雜工況沒有在設(shè)計過程中充分考慮，儲罐在運行過程中將面臨一些較為苛刻的工況從而導(dǎo)致一定的泄漏隱患。以新月沙丘項目為例，由于儲罐泄漏造成了長達8 個月的停機，每個月的經(jīng)濟損失預(yù)計在400 萬美元左右［1］。而國際上部分研究人員認為該次泄漏有可能是因為局部應(yīng)力集中導(dǎo)致［2］。

因此對儲罐進行精細化的設(shè)計，在設(shè)計過程中充分考慮工況影響，是目前儲罐設(shè)計研究過程中的共識。

早在2012 年Carlos 等人［3］就建立了儲罐的熱力學(xué)模型，通過熱力學(xué)模型計算來對儲罐進行精細化設(shè)計。2015 年，Suárez 等人［4］針對儲罐基礎(chǔ)散熱進行了數(shù)值分析，研究發(fā)現(xiàn)儲罐基礎(chǔ)具有較大的散熱損失，需要在設(shè)計過程中引起充分重視。2018 年，Iranzo 等人［5］對儲罐內(nèi)的分配環(huán)混合特性進行了研究，提出了采用噴嘴的分配環(huán)能夠具備更好的混合特性，并研究了噴嘴的尺寸和噴射角度。2020 年，韓偉等人［6］對儲罐精細化設(shè)計進行了研究，并將研究結(jié)果應(yīng)用于商業(yè)項目中，采用精細化設(shè)計的熔鹽儲罐經(jīng)受住了預(yù)熱、化鹽、升溫等階段的考驗，驗證了其設(shè)計方案的可行性和安全性。

除了上述工況外，當(dāng)儲罐在調(diào)試階段、大修階段以及長時間惡劣環(huán)境下會有較長時間的停機，這會導(dǎo)致儲罐的熔鹽處于長期的靜止狀態(tài)，由于儲罐基礎(chǔ)強烈的散熱作用，儲罐會產(chǎn)生熱分層現(xiàn)象，當(dāng)沿儲罐垂直方向產(chǎn)生較大的溫差時會對儲罐產(chǎn)生一定的危害，從而導(dǎo)致泄漏或其他更嚴重的事故發(fā)生。因此，需要對熱分層現(xiàn)象進行破壞，使儲罐內(nèi)熔鹽溫度充分混合。本文擬對熱分層現(xiàn)象的破壞方案進行研究，計算采用的是某商業(yè)項目的實際儲罐模型，冷、熱儲罐分別采用2 種不同混溫方案，其中高溫熔鹽儲罐采用再循環(huán)管道混溫，低溫熔鹽儲罐采用分配環(huán)噴嘴混溫。

1 儲罐模型參數(shù)及邊界條件

1.1 儲罐物理模型

某項目儲罐直徑30.0 m，高14.5 m。有效容積為9 773 m3。儲罐外側(cè)壁用巖棉保溫層包裹，厚度為450 mm，密度約為100 kg/m3，內(nèi)部包含分配環(huán)和再循環(huán)管道。建立模型如圖1所示［7-8］。

圖1 某項目儲罐模型建立Fig.1 Model of a tank in a project

儲罐基礎(chǔ)主要采用陶粒土鋪設(shè)，深度約為1.4 m，底部是通風(fēng)管，用于減少儲罐底部熱蓄積現(xiàn)象［9-10］。

儲罐內(nèi)設(shè)置再循環(huán)口:直徑219 mm，壁厚10 mm。

儲罐內(nèi)設(shè)置分配環(huán):管道直徑480 mm，壁厚24 mm，分配環(huán)上部噴嘴直徑20 mm。儲罐內(nèi)熔鹽的參數(shù)見表1［11］。

表1 熔鹽參數(shù)Tab.1 Parameters of the molten salt

1.2 儲罐數(shù)學(xué)模型

儲罐模型采用三維模型，物理邊界條件、收斂條件等設(shè)置如下。

（1）入口邊界（分配環(huán)噴嘴出口和再循環(huán)熔鹽流出口）。選擇質(zhì)量入口條件，紊流強度和紊流黏性比根據(jù)儲罐中介質(zhì)的壓力、質(zhì)量流率對應(yīng)的物性確定。

（2）出口邊界。再循環(huán)吸入口選質(zhì)量出口流量作為邊界條件。出口流量與入口流量相同。頂部排氣孔選擇壓力出口邊界。

（3）其他邊界。四周壁面和頂蓋保溫層外壁為熱對流邊界。儲罐基礎(chǔ)采用熱流密度邊界條件，根據(jù)測算，儲罐的基礎(chǔ)散熱量為76.92 W/㎡。

（4）模擬目標。儲罐內(nèi)熔鹽垂直方向最大溫差不高于15 ℃。

（5）網(wǎng)格獨立性驗證。取再循環(huán)熔鹽流出口流速進行網(wǎng)格獨立性驗證，經(jīng)驗證，網(wǎng)格加密到840萬后具備網(wǎng)格獨立性，因此最終計算選取網(wǎng)格數(shù)量為840萬網(wǎng)格。

本模擬采用控制方程組如下［12］。

連續(xù)性方程

質(zhì)量輸運方程

Reynolds方程

式中:xi，xj為空間坐標；ui，uj為空間時均速度分量；u′i，u′j為脈動速度分量；ρ為熔鹽密度；gi為質(zhì)量力矢量；p為壓力；η為層流動力黏度；c′為前行油品脈質(zhì)量濃度；c為前行油品的質(zhì)量濃度；Prl(c)為層流施密特數(shù)。

本項目采用工程計算應(yīng)用中最為廣泛的雙方程κ-ε模型[13]。

κ方程

ε方程

式中:k 為紊流脈動動能，J；ε為紊流脈動動能的耗散率，%；σ 為湍流普朗特數(shù)；ηt為湍流黏度系數(shù)；常數(shù)C1= 1.44，C2= 1.92。

計算所用求解器設(shè)置見表2。

表2 求解器設(shè)置Tab.2 Settings of the solver

2 熱分層破壞CFD計算

2.1 高溫熔鹽罐再循環(huán)擾動模擬

由于調(diào)試進度、大修以及環(huán)境條件等因素影響，儲罐可能需要靜置較長時間從而產(chǎn)生一定的液位溫差，或者當(dāng)電站運行期間需要長期停機檢修時，需要開啟再循環(huán)增大儲罐內(nèi)擾動，減小罐內(nèi)溫差。儲罐內(nèi)初始溫差如圖2所示。

圖2 高溫熔鹽儲罐初始溫度分布(t=0 s)Fig.2 Initial temperature distribution of the hot tank(t=0 s)

假設(shè)在某個情況下，高溫熔鹽儲罐發(fā)生了熱分層現(xiàn)象，其熔鹽溫度呈現(xiàn)上高下低的情況，總溫差為30 ℃。由于儲罐基礎(chǔ)的散熱較大，因此出現(xiàn)上高下低的溫度分布情況的可能性較大［12］。此時需要開啟再循環(huán)管道將底部熔鹽吸入再循環(huán)管道中，并將等量熔鹽打出儲罐底部再循環(huán)排鹽口。

通過模擬發(fā)現(xiàn)，在再循環(huán)的擾動下，儲罐內(nèi)的垂直溫差逐漸縮小，混合1.7 h 后熔鹽垂直溫差降低至14 ℃（如圖3 所示），混合2.8 h 后，儲罐內(nèi)熔鹽垂直方向上最大溫差從最初的30 ℃縮小到10 ℃以內(nèi)（如圖4 所示），計算所用流量為100 kg/s，能夠滿足項目破壞熱分層現(xiàn)象需求。需要注意的是，在模擬中發(fā)現(xiàn)，儲罐液位上表面中心區(qū)域的溫度較高，這是由于在儲罐內(nèi)形成了穩(wěn)定環(huán)流，上表面中心區(qū)域液體流動性較差，因此溫度較高。但這并不影響儲罐的壁面溫度，因此不會造成安全隱患。

儲罐內(nèi)不同液位處熔鹽的溫度變化情況如圖5所示。通過模擬可以看出，通過開啟熱泵再循環(huán)，儲罐內(nèi)熔鹽溫度整體向混合均勻的方向調(diào)整，證明該設(shè)計合理可靠。通過流體動力學(xué)（CFD）模擬分析可得不同階段儲罐內(nèi)熔鹽及液位上空氣的溫度特征，如圖5—8所示。

2.2 低溫熔鹽罐分配環(huán)擾動模擬

與高溫熔鹽罐不同，低溫熔鹽罐采用分配環(huán)作為擾動源。通過模擬計算，其溫度場變化特征如下。

假設(shè)在某情況下，低溫熔鹽儲罐發(fā)生熱分層現(xiàn)象，其熔鹽溫度呈現(xiàn)上高下低狀態(tài)，總溫差為30 ℃。此時需要開啟分配環(huán)管道，將底部熔鹽吸入再循環(huán)管道中，并將等量熔鹽打出儲罐底部分配環(huán)的噴嘴，流量選擇200 kg/s，2.1 h后流量升高至300 kg/s。

與熱罐采用再循環(huán)管道作為擾動源不同，低溫熔鹽罐采用分配環(huán)作為擾動源，由于分配環(huán)的噴嘴直徑較小，總阻力較大，因此需要更大的流量才能提供有效的擾動作用，在低溫熔鹽罐計算中采用的流量為200～300 kg/s。

通過計算發(fā)現(xiàn)，雖然低溫熔鹽罐擾動流量大于高溫熔鹽罐，但是由于分配環(huán)阻力作用，其擾動區(qū)域較小，在擾動3.1 h后的溫差依然有近14.5 ℃，高于采用再循環(huán)管道的擾動作用。

圖3 高溫熔鹽儲罐混合1.7 h后的溫度分布Fig.3 Temperature distribution after 1.7 h mixture of the hot tank

圖4 高溫熔鹽儲罐混合2.8 h后的溫度分布Fig.4 Temperature distribution after 2.8 h mixture of the hot tank

圖5 儲罐壁面溫度變化特征及溫升速率變化Fig.5 Temperature variation and temperature rise rate of the storage tank wall

圖6 低溫熔鹽儲罐初始溫度分布(t=0 s)Fig.6 Initial temperature distribution of the cold tank(t=0 s)

圖7 低溫熔鹽儲罐混合1.7 h后的溫度分布Fig.7 Temperature distribution after 1.7 h mixture of the cold tank

圖8 低溫熔鹽儲罐混合3.1 h后的溫度分布Fig.8 Temperature distribution after 3.1 h mixture of the cold tank

通過對比發(fā)現(xiàn)，采用分配環(huán)和再循環(huán)管道均能夠?qū)崿F(xiàn)對儲罐的熱分層擾動，僅從熱分層破壞角度來看，采用再循環(huán)管道的破壞效果更為明顯，且所需流量較小，但是也可以看出，采用再循環(huán)管道擾動，會在儲罐中形成大環(huán)流，在液面中心位置造成較高的溫度區(qū)域，因此上述2 種方案均可作為熱分層現(xiàn)象的破壞方案，如流量能滿足模擬結(jié)果要求，則可根據(jù)儲罐所配熔鹽泵的流量參數(shù)選擇方案。

3 結(jié)論

通過對儲罐熱分層現(xiàn)象進行模擬，驗證了某項目中在高低溫熔鹽儲罐中采用再循環(huán)管道和分配環(huán)進行擾動產(chǎn)生的熱分層破壞現(xiàn)象，通過研究發(fā)現(xiàn)，在高溫熔鹽儲罐采用再循環(huán)管道進行擾動，采用100 kg/s 擾動2.8 h 后能夠?qū)夭羁刂圃?0 ℃以內(nèi)，但是會在儲罐液面中心位置處形成穩(wěn)定大環(huán)流，在低溫熔鹽儲罐采用分配環(huán)進行擾動，采用200 kg/s 擾動2.1 h，300 kg/s 流量擾動3.1 h 后能夠?qū)夭羁刂圃?5 ℃以內(nèi)。上述過程均滿足項目對儲罐熱分層現(xiàn)象的破壞要求，可在項目中實施。