塔式太陽能熔鹽吸熱器光-熱-力耦合模擬及性能分析

賈朋森，王 坤，張 翔，楊 歷，閔春華

（1.河北工業(yè)大學(xué) 能源與環(huán)境工程學(xué)院，天津 300401；2.河北工業(yè)大學(xué) 熱能科學(xué)與能源清潔利用河北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300401）

0 引言

外露式吸熱器因其耐高溫、結(jié)構(gòu)簡單的優(yōu)點(diǎn)成為塔式太陽能發(fā)電系統(tǒng)中最具發(fā)展前景的吸熱器形式之一。然而，塔式太陽能熱發(fā)電（Solar Power Tower，SPT）系統(tǒng)所聚焦太陽能流在吸熱器表面分布極不均勻，這也對吸熱器安全高效運(yùn)行提出了挑戰(zhàn)[1-2]。局部過熱導(dǎo)致外部吸收涂層的退化和內(nèi)部傳熱流體的分解[3-4]；溫度梯度過大將會(huì)使導(dǎo)致吸熱管道較大的熱應(yīng)力和熱變形，甚至造成吸熱器結(jié)構(gòu)故障[5-6]。

Du等[5]和Marugán-Cruz等[7]在吸熱管表面熱流密度遵循余弦分布的假設(shè)條件下分析了吸熱管的應(yīng)力特性，探討了單管的應(yīng)力分布與能流密度的關(guān)系，指出最大熱應(yīng)力位于吸熱管能流密度最高處。Sánchez等[8]進(jìn)一步在每個(gè)吸熱管排中選取一根吸熱管并進(jìn)行串聯(lián)，研究了整個(gè)吸熱器中熔鹽溫度的變化及吸熱器周向應(yīng)力變化。Xu等[9]則對整個(gè)吸熱器的熱效率和表面溫度隨質(zhì)量流量和DNI（Direct Normal Irradiation）的變化進(jìn)行了研究。在他們的研究中，通過引入經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式來計(jì)算吸熱器與外界環(huán)境的對流換熱損失，忽略了對流換熱系數(shù)沿吸熱器周向的變化。隨后，Christian等[10]和Uhlig等[11]提出將吸熱管排簡化成矩形的通道管板，并且通過引入風(fēng)域計(jì)算吸熱器與外界環(huán)境的對流換熱損失，但由于將吸熱管排簡化為管板，未能對吸熱管排的熱應(yīng)力進(jìn)行分析。Wang等[12]基于蒙特卡洛光線追蹤法（Monte Carlo Ray Tracing，MCRT）、有限體積法（Finite Volume Method，F(xiàn)VM）和有限元法（Finite Element Method，F(xiàn)EM）建立了太陽能吸熱器的光-熱-力耦合模型，研究了不同位置吸熱管在不同時(shí)刻和熱流密度下的光熱轉(zhuǎn)換性能及應(yīng)力特性。

本文在前人研究方法的基礎(chǔ)上，基于MCRT、FVM、FEM建立了外露式太陽能吸熱器的光-熱-力耦合數(shù)值模型，并通過與美國Solar Two電站的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比完成了模型驗(yàn)證，在此基礎(chǔ)上探討了在非均勻熱流邊界及外部強(qiáng)制對流換熱條件下吸熱器的光熱轉(zhuǎn)換性能及應(yīng)力特性，重點(diǎn)討論了多點(diǎn)聚焦下吸熱器溫度場的時(shí)空變化規(guī)律及應(yīng)力分布。

1 計(jì)算模型及熔鹽物性

1.1 物理模型

本文以Solar Two塔式熔鹽電站采用的圓柱形外露管式吸熱器為例進(jìn)行分析。吸熱器以熔鹽Solar Salt作為吸熱工質(zhì)，包括2個(gè)熔鹽回路，每個(gè)回路包括12個(gè)串聯(lián)的吸熱管排，如圖1所示。吸熱管的表面涂有黑色Pyromark選擇性吸光涂層[13]。表1給出了吸熱器物理模型的詳細(xì)信息。圖2給出了詳細(xì)的熔鹽流動(dòng)路徑、管排編號和吸熱管編號。在回路1中，低溫熔鹽首先從編號為W1的管排入口流入，流經(jīng)管排W6，再從管排W6出口流出，進(jìn)入管排E7，最后從管排E12流出，如圖1中紅色回路線所示。回路2的熔鹽流動(dòng)方式與回路1類似。

圖1 Solar Two吸熱器示意圖（左側(cè)），帶有面板編號的流動(dòng)回路圖和管道細(xì)節(jié)（右側(cè)）Fig.1 Schematic diagram of Solar Two receiver(left),and the flow circuit diagram with panel numbers and tube details(right)

表1 Solar Two圓柱形吸熱器的幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of Solar Two receiver

圖2 外露式吸熱器熔鹽流動(dòng)回路圖Fig.2 Molten salt flow circuit diagram

1.2 定日鏡場

定日鏡場由2 111個(gè)定日鏡組成，其方位和坐標(biāo)如圖3所示。每個(gè)定日鏡寬4 m，高4 m，類型為球面鏡。跟蹤誤差和斜率誤差均為0.001 rad。此外，采用文獻(xiàn)[14]中的多點(diǎn)聚焦瞄準(zhǔn)策略，以減少吸熱器上的峰值太陽能流密度。

1.3 熔鹽及管壁物性

吸熱器內(nèi)傳熱流體采用傳統(tǒng)的太陽鹽（由40%的KNO3和60%的NaNO3組成）。熔鹽物性參數(shù)[15]見表2?？紤]到下一代吸熱器對高溫、高壓和耐腐蝕性提出了更高需求，采用Haynes 230合金作為吸熱器管壁材料[16]，其性能參數(shù)見表3。

圖3 定日鏡場位置坐標(biāo)圖Fig.3 Heliostat field position coordinate diagram

2 數(shù)值方法及模型驗(yàn)證

表2 熔鹽的物性參數(shù)[15]Tab.2 Physical parameters of molten salt

2.1 數(shù)值方法

數(shù)值計(jì)算模型包括光學(xué)模型、傳熱模型和應(yīng)力模型。

在光學(xué)計(jì)算中，采用MCRT方法準(zhǔn)確獲得了全鏡場條件下塔式太陽能吸熱器表面非均勻的能流分布。將吸熱器表面劃分成多個(gè)吸熱單元，通過計(jì)算吸熱器上每個(gè)網(wǎng)格所吸收的太陽能通量來計(jì)算吸熱器接收的總太陽能通量。網(wǎng)格單元吸收的太陽能（Qe）由式（1）計(jì)算。入射到吸熱器表面的總太陽能（Qi）由式（2）計(jì)算：

表3 Haynes 230合金的熱性能和力學(xué)性能Tab.3 Thermal and mechanical properties for Haynes 230 alloy

式中：Esunray是每個(gè)太陽光束所攜帶的能量，W；nsunray是每個(gè)網(wǎng)格單元所接收的太陽光束；Ne是吸收太陽能的網(wǎng)格單元總數(shù)。

光學(xué)效率定義為吸熱器表面接收的能量與定日鏡場所接收的太陽輻射能量之比，由式（3）計(jì)算：

式中：DNI為直接法向輻照度，W·m-2；nh是定日鏡的數(shù)量；Lh和Wh分別是每個(gè)定日鏡的長度和寬度，m。

傳熱過程采用FVM進(jìn)行計(jì)算。吸熱器表面接收的太陽能部分用于加熱低溫熔鹽，另外一部分能量則通過輻射、對流、導(dǎo)熱等方式散失到外界環(huán)境。計(jì)算中包含的控制方程如式（4）～（11）所示。

連續(xù)性方程：

動(dòng)量方程：

湍流計(jì)算選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，具體描述如下：

k和ε方程：

能量方程：

輻射計(jì)算采用DO輻射模型，輻射傳遞方程為

式中：μ和μt分別是動(dòng)力黏度和湍流粘度，Pa·s；σk、σε、C1、C2和Cμ是常數(shù)，分別為1.0、1.3、1.44、1.92和0.09；u為速度，m·s-1；ρ為密度，kg·m-3；p為壓力，Pa；cp為工質(zhì)的定壓比熱容，J·kg-1·K-1；I是輻射強(qiáng)度，W·m-2；和分別是空氣中的位置向量和方向向量。

吸熱器熱效率(ηthe)定義為：

式中：Qi是吸熱器表面的入射太陽能，W；Qr是熔鹽吸收的熱能，W；其中m是熔鹽的質(zhì)量流量，kg·s-1；h是熔鹽的焓值，kJ·kg-1；下標(biāo)“1”、“2”、“in”和“out”分別代表流路1、流路2、流路入口和流路出口。

光熱轉(zhuǎn)換效率(ηot)定義為定日鏡場的光學(xué)效率(ηopt)和吸熱器熱效率(ηthe)的乘積，計(jì)算公式為

靜態(tài)結(jié)構(gòu)模型計(jì)算方法是將傳熱模型計(jì)算得到的溫度和壓力加載到管道中，利用FEM計(jì)算管道的應(yīng)力和應(yīng)變。吸熱管被認(rèn)為是具有各向同性物理特性的熱彈性體。熱彈性的基本方程包括平衡微分方程、應(yīng)變-位移方程和本構(gòu)方程。在圓柱坐標(biāo)系中這些方程表示如下。

平衡微分方程：

根據(jù)等效剪切應(yīng)力定理，忽略體力，可得如下關(guān)系：

應(yīng)變-位移方程：

熱彈性本構(gòu)方程：

式中：E是楊氏模量，Pa；μ是泊松比；α是熱膨脹系數(shù)，K-1；ΔT是溫升，可以從熱流體計(jì)算模型中獲得；G表示剪切模量，Pa。

Von Mises理論定義的等效應(yīng)力公式為

圖4 簡化的面板模型Fig.4 Simplified panel model

以光學(xué)模擬得到的太陽能通量作為傳熱模型的熱邊界條件。為了節(jié)省計(jì)算資源，提高計(jì)算速度，基于Christian[10]和Uhlig[11]的研究方法，將管板簡化為矩形板，如圖4所示。平板與實(shí)際吸熱器面板相同。矩形面板的橫截面積等于面板中所有管道的橫截面積之和，以保證相同的流速。因此，矩形面板的流體通道等效寬度(We)為12.9 mm。矩形面板的壁厚（t）與管道的壁厚（t）相同，以保持相同的熱傳導(dǎo)。圖5顯示了傳統(tǒng)外露式太陽能吸熱器的換熱模型邊界條件。吸熱器周圍是一個(gè)圓柱形空氣區(qū)，其直徑比吸熱器大5倍，高度相同。空氣域左側(cè)為速度入口邊界?？諝庥虻钠渌吔鐥l件設(shè)置為壓力出口。吸熱器面板兩側(cè)均視為絕熱薄壁，入口和出口邊界條件分別為質(zhì)量流入口和壓力出口。外露式吸熱器外壁面接收太陽能輻射，內(nèi)壁面設(shè)置為絕熱。UDF自編程用于計(jì)算前一個(gè)吸熱器管排的出口溫度，并將其分配給下一個(gè)吸熱器管排的入口溫度。計(jì)算過程采用二階迎風(fēng)離散控制方程。

圖5 外露式吸熱器的邊界條件Fig.5 Boundary conditions for cylinder external receiver

在對熔鹽吸熱器進(jìn)行局部單根吸熱管的熱力計(jì)算時(shí)，流動(dòng)換熱計(jì)算和上文中簡化管排的邊界條件保持一致。管道半側(cè)受熱，將光學(xué)計(jì)算的該管道處的熱流通過UDF以體熱源的方式加載在受熱壁面。表面對流換熱系數(shù)由簡化模型計(jì)算得出。入口和出口邊界條件分別為質(zhì)量流量入口和壓力出口，流動(dòng)方向參照圖2。質(zhì)量流量的大小為管排總進(jìn)口流量的1/32。力學(xué)模型的邊界條件定義如下：1）管道外表面與大氣環(huán)境接觸，因此外壁面邊界為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓0.1 MPa；2）熔鹽在管道中流動(dòng)時(shí)，內(nèi)壁承受壓力為2 MPa；3）為實(shí)現(xiàn)自由膨脹，管道兩端采用弱彈簧邊界條件[17]。

2.2 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證及模型驗(yàn)證

選取以下工況為例進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證：春分日12時(shí)，西風(fēng)風(fēng)速1.0 m/s，環(huán)境溫度為18℃，熔鹽入口質(zhì)量流量為45 kg/s，熔鹽入口溫度為573.15 K。流體壁面附近網(wǎng)格的細(xì)化y+值均在30左右，滿足標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)y+值大于15的要求。如圖6所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為691.2萬時(shí)，出口溫度Tout和熱效率ηthe的變化趨于穩(wěn)定。因此，本文選取此網(wǎng)格劃分方法，足以保證計(jì)算的準(zhǔn)確性。為了驗(yàn)證本文數(shù)值方法的準(zhǔn)確性，將模擬結(jié)果與美國Solar Two電站的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比。對比過程中保持一致的邊界條件。圖7顯示了計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間的比較。可以看出，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大誤差為1.3%，說明數(shù)值模型是可靠的。

圖6 外露式吸熱器的網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證Fig.6 Grid independence verification for cylinder external receiver

圖7 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果之間吸熱器效率比較Fig.7 Comparison of the receiver efficiency between the experimental data and calculated results

3 結(jié)果與分析

3.1 太陽能流分布及光學(xué)性能

太陽輻射強(qiáng)度與太陽位置隨時(shí)間變化而變化，這對吸熱器的性能同樣會(huì)產(chǎn)生較大影響。圖8a）、b）、c）分別給出了春分日當(dāng)?shù)靥枙r(shí)8：00、12：00、16：00時(shí)吸熱器表面能流分布情況。由于北半球的塔式太陽能光熱發(fā)電站北側(cè)布置更多的定日鏡，因此吸熱器北側(cè)的能流密度高于南側(cè)。上午8時(shí)東西兩側(cè)的能流密度表現(xiàn)出明顯的不均勻性，西側(cè)的輻照范圍W4～W9遠(yuǎn)大于東側(cè)的輻照范圍E4～E9。最高能流密度為456.4 kW/m2。正午12時(shí)吸熱器東西兩側(cè)的入射能量分布基本對稱，最高能流密度達(dá)到一天之內(nèi)的峰值620.3 kW/m2。與上午8時(shí)相反，下午16時(shí)東側(cè)的輻照范圍E4～E9遠(yuǎn)大于西側(cè)的輻照范圍W4～W9。由此可見隨著太陽方位角和高度角的變化，一天中吸熱器表面太陽能流密度由西側(cè)向東側(cè)偏移，南北兩側(cè)能流密度的分布差異變化較小。

圖8 春分日不同時(shí)刻熱流密度分布Fig.8 Distribution of heat flux density at different times on the vernal equinox

圖9展示了外露式吸熱器在春分日不同時(shí)刻的光學(xué)效率ηopt隨DNI的變化圖。從圖中可以看出，上午光學(xué)效率隨著DNI的逐漸增加而增大，正午12時(shí)達(dá)到最大輻照度，因此光學(xué)效率達(dá)到最大值。下午光學(xué)效率逐漸降低并與上午相同太陽高度時(shí)的光學(xué)效率保持一致。結(jié)果表明，光學(xué)效率的變化與DNI的變化具有伴隨性。

3.2 外露式吸熱器的熱性能

本節(jié)分析了不同時(shí)間和天氣條件下外露式吸熱器光熱轉(zhuǎn)換性能。

選取春分日西風(fēng)風(fēng)速1.0 m/s，熔鹽進(jìn)口溫度300℃，出口溫度565℃的工況為例進(jìn)行分析。圖10為晴天條件下，外露式太陽能吸熱器熱效率和光熱轉(zhuǎn)換效率隨當(dāng)?shù)靥枙r(shí)ts的變化?？梢钥闯?，一天內(nèi)外露式吸熱器的熱效率ηthe隨ts先增大后減小，在正午12時(shí)達(dá)到最大值83%，光熱轉(zhuǎn)換效率ηot同樣達(dá)到峰值58.5%。吸熱器所截獲的太陽能隨著光照強(qiáng)度先增后減，在正午12時(shí)達(dá)到最大值，由于額定出口溫度保持不變，高熱流密度致使吸熱器內(nèi)熔鹽質(zhì)量流量增加，熔鹽與管壁的對流換熱增強(qiáng)，此時(shí)吸熱器熱效率達(dá)到峰值，光熱轉(zhuǎn)換效率也隨之達(dá)到峰值。

吸熱器外壁面的強(qiáng)制對流同樣對吸熱器換熱性能有著重要影響。圖11所示為外露式吸熱器外壁面對流換熱系數(shù)。從整體上看，吸熱器外壁周向?qū)α鲹Q熱系數(shù)受風(fēng)向的影響較大。西側(cè)屬于迎風(fēng)側(cè)，圖中可以明顯看出西側(cè)管壁的對流換熱系數(shù)大于東側(cè)（背風(fēng)側(cè)）管壁。同時(shí)，由于低溫熔鹽從北側(cè)近入，吸收高溫?zé)崃骱髲哪蟼?cè)流出，所以吸熱器北側(cè)管壁溫度較低，南側(cè)管壁溫度偏高，故南側(cè)比北側(cè)具有較高的對流損失。

圖12展示了春分日正午12時(shí)吸熱器熱效率和光熱轉(zhuǎn)換效率隨風(fēng)速的變化。當(dāng)西風(fēng)風(fēng)速由1 m/s增加到20 m/s時(shí)，吸熱器的熱效率ηthe由83%降低至71%，光熱轉(zhuǎn)換效率ηot由58.4%降低至50%。并且隨著風(fēng)速逐漸增大，熱效率降幅更加顯著。這是由于外露式吸熱器的暴露面積較大，在較大風(fēng)速下產(chǎn)生了較高的對流損失。

圖13為春分日正午12時(shí)外露式吸熱器外壁面的溫度分布云圖。Y軸的正方向?yàn)檎保琗軸的正方向?yàn)檎龞|。在吸熱器的周向上，南側(cè)管排的溫度明顯高于北側(cè)管排，且峰值溫度為890.96 K，出現(xiàn)在最南側(cè)管排上。可見溫度也表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非均勻性，且與圖8b）所示的表面熱流密度分布恰好相反。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可歸結(jié)于吸熱器熔鹽的流動(dòng)布置方式。在此布置方式下，熔鹽從最北側(cè)高熱流密度區(qū)進(jìn)入，由于低溫熔鹽和高熱流密度的壁面溫差較大，換熱能力較強(qiáng)。在由北向南流動(dòng)的過程中，熔鹽吸熱，溫度逐漸升高，而管壁太陽能流密度逐漸降低，換熱逐漸趨于緩慢，吸熱管壁溫度與熔鹽溫度變化趨勢一致。在北側(cè)入口附近，由于低溫熔鹽從高熱流密度區(qū)進(jìn)入，避免了該區(qū)域峰值溫度過高；在南側(cè)出口附近，由于南側(cè)太陽能流密度較小，熔鹽溫度較高，甚至?xí)霈F(xiàn)熔鹽向外放熱的現(xiàn)象。這些現(xiàn)象能夠在一定程度上降低吸熱管壁的最高溫度，提高吸熱器的安全性能。

圖9 外露式吸熱器春分日不同時(shí)刻的光學(xué)效率和DNIFig.9 Optical Efficiency and DNI of cylinder external receiver at different times of the spring equinox

圖10 外露式吸熱器春分日不同時(shí)刻的熱效率和光熱轉(zhuǎn)換效率Fig.10 Thermal efficiency and photothermal conversion efficiency of cylinder external receiver at different times of spring equinox

圖11 外露式吸熱器春分日12時(shí)外壁周向?qū)α鲹Q熱系數(shù)Fig.11 Circular convective heat transfer coefficient of outer wall of cylinder external receiver at 12:00 on spring equinox

圖12 外露式吸熱器不同風(fēng)速的熱效率和光熱轉(zhuǎn)換效率Fig.12 Thermal efficiency and system photothermal conversion efficiency of cylinder external receiver at different wind speeds

圖13 外露式吸熱器溫度分布云圖,春分日正午12時(shí)，Tmax=890.96 KFig.13 Cloud chart of temperature distribution of cylinder external receiver at 12 noon on the spring equinox,Tmax=890.96 K

3.3 外露式吸熱器的應(yīng)力分析

上文中已經(jīng)獲得了典型工況下熔鹽吸熱器的太陽能流密度，以及整體和局部的溫度分布，發(fā)現(xiàn)不均勻的能流分布是造成溫度分布不均的主要原因。溫度分布不均和局部熱點(diǎn)，給吸熱器結(jié)構(gòu)和壽命帶了較大的安全隱患。因此本節(jié)針對吸熱器在典型工況真實(shí)能流分布下的整體及局部的應(yīng)力特性進(jìn)行了探討。

圖14為吸熱管的溫度分布和綜合應(yīng)力分布。如圖所示，綜合應(yīng)力沿軸向分布與溫度分布趨勢相同，在管道中部達(dá)到峰值。在圓周方向看，高能流密度區(qū)吸熱壁面的熱應(yīng)力也高于低能流密度區(qū)吸熱壁面，但峰值位于吸熱器高能流密度區(qū)與低能流密度區(qū)交界處，這是因?yàn)榇宋恢玫臏囟忍荻茸畲?，?yīng)力集中明顯。這一點(diǎn)可以從圖15管道的中間截面處更清楚地看出。

圖14吸熱管溫度分布和應(yīng)力分布，管排E8，管道241Fig.14 Temperature distribution and stress distribution of heat absorber tube,panel E8,tube 241

圖15 為吸熱管中間截面的綜合應(yīng)力、壓應(yīng)力、熱應(yīng)力分布云圖。從圖中可以清楚地看出，溫度梯度導(dǎo)致的熱應(yīng)力與操作壓力導(dǎo)致的壓應(yīng)力在數(shù)量級上是一致的，但在分布上有很大的不同。壓應(yīng)力在吸熱器管道內(nèi)壁面達(dá)到峰值，并由內(nèi)壁面向外壁面沿徑向逐漸減??；而熱應(yīng)力峰值出現(xiàn)兩側(cè)中間偏下區(qū)域。綜合應(yīng)力是由溫度梯度和壓力共同造成的，其分布是熱應(yīng)力和壓應(yīng)力分布的綜合體現(xiàn)。

圖15 吸熱管E8-241中間截面（Z=3.1 m）的綜合應(yīng)力、壓應(yīng)力、熱應(yīng)力分布Fig.15 Distribution of comprehensive stress,compressive stress and thermal stress in the middle section（Z=3.1 m）of heat absorber tube E8-241

圖16展示了各個(gè)吸熱管排中間管道的最大綜合應(yīng)力，通過此圖來分析整個(gè)吸熱器的應(yīng)力分布?？梢钥闯鼍C合應(yīng)力的變化趨勢與熱流分布完全一致，高能流密度區(qū)的吸熱壁面熱應(yīng)力遠(yuǎn)高于低能流密度區(qū)吸熱壁面。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的根本原因在于壁面溫差，正午12時(shí)管排E1～E6和W1～W6表面熱流密度高，但熔鹽溫度較低，因此內(nèi)外壁面溫差大，產(chǎn)生較大的綜合應(yīng)力。從選取的單管來看，峰值應(yīng)力52.48 MPa正是出現(xiàn)在管排E1中間管道上，管排E1能流密度及壁面溫差最大。最低應(yīng)力28.87 MPa在管排E12處中間管道上，管排E12能流密度及壁面溫差均為最小。峰值應(yīng)力與最小應(yīng)力相差近2倍。由此可以看出，即使在多點(diǎn)聚焦瞄準(zhǔn)策略下吸熱管外側(cè)熱流分布相對均勻，但吸熱管內(nèi)外側(cè)受熱不均的問題仍然存在，受光側(cè)和背光側(cè)較大溫差仍會(huì)產(chǎn)生較大的局部應(yīng)力。未來的研究應(yīng)著重解決外露式吸熱器單側(cè)受熱問題。

圖16 每個(gè)管排中間管道的最大綜合應(yīng)力Fig.16 Maximum equivalent stress of the middle pipe of each panel

4 結(jié)語

本文結(jié)合MCRT、FVM、FEM建立了基于傳統(tǒng)的外露式太陽能吸熱器全尺寸的光-熱-力耦合數(shù)值模型，探討了不同日期和非均勻太陽能流分布對吸熱器熱性能的影響，并進(jìn)一步分析了多點(diǎn)聚焦瞄準(zhǔn)策略下單側(cè)受熱吸熱器的熱應(yīng)力特性。得出以下主要結(jié)論：

1）隨著太陽高度的變化，吸熱器一天中集中熱流密度由西部向東部偏移，南北兩側(cè)熱流密度的差異變化較小。光學(xué)效率的變化與DNI的變化具有伴隨性。

2）正午時(shí)刻的高熱流密度致使吸熱器內(nèi)部流體傳熱增強(qiáng)，因此吸熱器熱效率和光熱轉(zhuǎn)換效率均達(dá)到最大值。吸熱器效率受風(fēng)速影響較大，且迎風(fēng)側(cè)對流換熱系數(shù)較大，帶來較高的熱損失。

3）吸熱管壁中間溫度較高，進(jìn)出口位置溫度較低，并且由于單側(cè)受熱，受光側(cè)和背光側(cè)溫差較大，交界處產(chǎn)生較大的集中應(yīng)力。管壁的綜合應(yīng)力由熱應(yīng)力占主導(dǎo)。

4）全尺寸吸熱器綜合應(yīng)力的變化趨勢與熱流分布基本一致，高能流密度區(qū)的吸熱壁面熱應(yīng)力遠(yuǎn)高于低能流密度區(qū)吸熱壁面。峰值應(yīng)力與最小應(yīng)力相差近2倍。由此可以看出，即使在多點(diǎn)聚焦瞄準(zhǔn)策略下吸熱管外側(cè)熱流分布相對均勻，傳統(tǒng)的外露式吸熱器由于單側(cè)受熱仍會(huì)產(chǎn)生較大局部應(yīng)力。