曹　政， 章智博， 陳九法

(1. 東南大學 能源與環(huán)境學院， 南京 210096；　2. 浙江省建筑設計研究院， 杭州 310006)

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新能源

槽式太陽能集熱器集熱性能模擬研究

曹政1， 章智博2， 陳九法1

(1. 東南大學 能源與環(huán)境學院， 南京 210096；2. 浙江省建筑設計研究院， 杭州 310006)

分析了太陽直射輻射強度、集熱管進口流體溫度、集熱管進口流體速度三個因素對太陽能集熱器熱效率、吸熱管表面和玻璃套管表面最大溫升的影響。結果表明：集熱器的集熱效率隨太陽直射輻射強度增加、進口流體速度增大而增大，隨進口流體溫度升高而減?。晃鼰峁鼙砻孀畲鬁夭铍S太陽直射輻射強度增加而增大，隨進口流體速度增大而減?。浑S進口流體溫度升高先增大后減??；玻璃套管表面最大溫差隨太陽直射輻射強度增加、進口流體溫度升高而增大，隨進口流體速度增大而減小。

槽式太陽能集熱器； 數(shù)值模擬； 集熱效率； 太陽直射輻射強度

作為太陽能熱利用技術的核心部件，太陽能集熱器的性能優(yōu)劣對整個系統(tǒng)的性能、經濟性具有關鍵影響。槽式太陽能熱發(fā)電技術是目前全球商業(yè)化運行電站中占比最大的技術形式[1]。

19世紀90年代國外就開始了對槽式太陽能集熱器的開發(fā)與研究：Cheng等[2]采用蒙特卡羅(Monte Carlo)光線追蹤模型，模擬了不同型式槽式集熱器在理想光學情況和存在光學誤差的情況下不同的集熱特性，比較了不同型式集熱器對光學誤差的敏感程度；Krüger等[3]對Solitem PTC 1800型槽式太陽能集熱器的光學性能進行了研究，并在工作溫度為 200 ℃時，采用高壓水作為工質，測試了此集熱器的熱損失；Riffelmann等[4]使用熱流掃描儀(Parascan)對槽式太陽能集熱器的光學特性及光學誤差進行了試驗分析。

筆者以一套集熱量為100 kW的槽式太陽能集熱系統(tǒng)為對象，采用Fluent軟件，針對太陽直射輻射強度、集熱管進口流體溫度、集熱管進口流體速度三個因素進行了模擬。

1　槽式太陽能集熱器幾何模型設計

集熱器地點選擇在南京(北緯32°、東經118.8°)，南京市的典型太陽能輻射總量大約為1 325.28 kW·h/(m2·a)，平均日照時數(shù)達到2 020 h，屬于太陽能資源可利用區(qū)，具有較好的光熱利用條件。依據槽式太陽能熱電站的設計原則，選擇夏至日(北半球為6月21日或者6月22日)正午時刻的太陽輻射強度進行計算。設計集熱器的相關計算參數(shù)見表1。

表1　槽式太陽能集熱器相關計算參數(shù)

以LS-2型槽式太陽能集熱器[5]為參照進行設計的集熱管，具體參數(shù)見表2，模擬集熱管的長度依據Dudley等[5]的試驗取為7.8 m。集熱管的幾何物理模型見圖1。

表2　直通式金屬-玻璃集熱管主要參數(shù)

2　集熱管數(shù)值模型建立及模擬

采用Fluent軟件對集熱管的傳熱流動特性進行模擬，所建模型也主要是指Fluent中采取的模型。

2.1 數(shù)學模型

集熱管內傳熱工質流動換熱首先必須滿足三大基本守恒方程，即質量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程，分別表述為[6]：

連續(xù)性方程

(1)

式中：ρ為密度，kg/m3；u為流速，m/s。

動量方程

(2)

式中：μ為動力黏度，Pa·s。

能量方程

(3)

模擬采用RNGk-ε湍流模型，對于湍動能k和湍流耗散率ε方程分別表述為：

(4)

ε方程

(5)

2.2 數(shù)值求解方法

首先通過Gambit軟件繪制集熱管模型，然后進行網格劃分，導出網格計算文件。Fluent選擇三維、雙精度的壓力基求解，導入Gambit輸出的集熱管模型文件。除了前面介紹的三大守恒方程和RNGk-ε湍流計算模型外，因為集熱管的傳熱過程中涉及輻射傳熱，選擇DO(DiscreteOrdinates)輻射模型。速度與壓力基的耦合采用Simple算法，能量方程、動量方程、湍流能動方程、輻射方程均采用二階迎風格式離散化。能量方程、輻射方程收斂殘差設置為10-6，其余方程收斂殘差均設置為10-4。

3　傳熱流動數(shù)值模擬結果與分析

槽式太陽能集熱器在運行過程中的傳熱流動特性會受到很多因素的影響，筆者主要模擬太陽直射輻射強度、傳熱流體進口溫度及進口速度對集熱器性能的影響。模擬時，通過假定其他參數(shù)不變，改變需要模擬參數(shù)變量的方法進行模擬。

3.1 太陽輻射強度的影響

模擬條件根據第1節(jié)設計的槽式太陽能集熱器的相關參數(shù)進行設定(見表1)。假設空氣溫度為21.2 ℃，環(huán)境風速為2.41m/s，室外空氣相對濕度為60%，天空溫度為7.2 ℃，模擬導熱油進口溫度為150 ℃和100 ℃，導熱油流速為1m/s，分別模擬太陽直射輻射強度為300W/m2、450W/m2、600W/m2、750W/m2、900W/m2、1 050W/m2工況下集熱器的傳熱流動性能。

圖2給出了集熱器的熱效率隨太陽能直射輻射強度的變化規(guī)律。

從圖2可以看出：在環(huán)境參數(shù)相同、集熱器進口導熱油溫度和速度相同的條件下，隨著太陽直射輻射強度的增加，集熱器的集熱效率隨之增大，但是增幅逐漸降低。通過集熱器的傳熱模型分析其原因，主要是因為隨著太陽直射輻射強度的增加，集熱管表面熱流密度增加，集熱管吸收的有用能增加；同時，熱流密度的增加又會導致集熱器金屬吸熱管管壁的溫度增加，金屬吸熱管與玻璃套管之間的換熱增加，從而使玻璃套管壁面溫度升高，集熱管的整體熱損失增加；總體趨勢上，吸熱管吸收的有用能增加比例要大于熱損失的增加比例，因此集熱器效率隨著太陽直射輻射強度的增加而增大。比較Tin=100 ℃和Tin=150 ℃集熱器效率變化曲線可以發(fā)現(xiàn)，進口溫度為150℃時，當太陽直射輻射強度較低時，熱損失增加比例更小，集熱器效率的增幅更大。

當太陽直射輻射強度為900 W/m2、流體進口溫度為150 ℃、進口流速為1 m/s時，在環(huán)境條件下，模擬得出集熱器的集熱效率為68.65%。

圖3為不同太陽直射輻射強度條件下金屬吸熱管外環(huán)形區(qū)域及玻璃套管溫度分布。

從圖3可以看出：環(huán)形區(qū)域以及玻璃套管的溫度受吸熱管表面熱流密度分布不均勻影響，隨著太陽直射輻射強度的增加，環(huán)形區(qū)域下部的溫度升高尤其明顯。

軸向位置4 m處，金屬吸熱管和玻璃套管表面最大溫差隨太陽直射輻射強度的變化見圖4。

從圖4可以看出：吸熱管和玻璃套管表面最大溫差都隨著太陽直射輻射強度的增加而增大。在導熱油進口溫度Tin=100 ℃和Tin=150 ℃情況下，金屬吸熱管表面最大溫差的增加幅度基本相同，但是玻璃套管表面最大溫差在Tin=100 ℃時增加幅度要小于Tin=150 ℃。

3.2 流體進口溫度的影響

模擬條件假設太陽直射輻射強度為900 W/m2，模擬導熱油流速為1 m/s，其他條件不變，分別模擬導熱油進口溫度為87.5 ℃、100 ℃、112.5 ℃、125 ℃、137.5 ℃、150 ℃、162.5 ℃、175 ℃、200 ℃、300 ℃時集熱器的傳熱流動性能(見圖5)。

從圖5可以看出：在太陽直射輻射強度、傳熱流體進口速度、環(huán)境參數(shù)相同的條件下，集熱器的集熱效率隨著流體進口溫度的升高而降低，并且流體進口溫度越高，集熱效率降低得越快。這是因為當傳熱流體的進口溫度升高時，金屬吸熱管管壁的溫度也相應升高，管壁發(fā)射率也相應增大，吸熱管與玻璃套管之間的換熱增加，熱損失增加；金屬管壁面溫度越高，發(fā)射率越高，熱損失增大的幅度也越大，因此集熱效率降低得越快。

圖6是不同溫度條件下吸熱管外環(huán)形區(qū)域及玻璃套管在集熱管軸向位置4 m處的溫度分布。

從圖6可以看出：隨著傳熱流體進口溫度的升高，環(huán)形區(qū)域及玻璃套管的溫度也相應升高，特別是環(huán)形區(qū)域上部的溫度分布。在流體進口溫度較低時，環(huán)形區(qū)域上部只有金屬吸熱管附近的溫度較高，隨著流體進口溫度的升高，環(huán)形區(qū)域上部遠離吸熱管的區(qū)域溫度也顯著升高。而金屬吸熱管下部壁面接受輻射熱流溫度一直很高，因此環(huán)形區(qū)域下部距離吸熱管較遠的區(qū)域溫度也很高。

圖7給出了集熱管軸向位置4 m處，金屬吸熱管和玻璃套管表面最大溫差隨流體進口溫度的變化規(guī)律。從圖7可以看出：玻璃套管表面最大溫差隨傳熱流體進口溫度的升高而增大，并且增幅越來越大。金屬吸熱管表面最大溫差隨傳熱流體進口溫度的升高先減小后增大。在流體由87.5 ℃變化到162.5 ℃左右的過程中，傳熱量減少的幅度大于對流傳熱系數(shù)減小的幅度，吸熱管管壁最大溫差減小；在傳熱流體由162.5 ℃左右變化到300 ℃的過程中，傳熱量減少的幅度小于對流傳熱系數(shù)減小的幅度，吸熱管管壁最大溫差增大。因此，吸熱管表面最大溫差隨著流體進口溫度的升高呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢。

3.3 流體進口速度的影響

相比于其他參數(shù)，傳熱流體進口速度對集熱器的流動傳熱性能影響較大，因此分別模擬太陽直射輻射強度Ib=900 W/m2、導熱油進口溫度為150 ℃和100 ℃兩種情況下，不同進口流速對集熱器傳熱流動性能的影響；Ib=450 W/m2、導熱油進口溫度為150 ℃和100 ℃兩種情況下，不同進口流速對集熱器傳熱流動性能的影響。其他條件與之前假設的相同。

圖8給出了集熱器的熱效率隨導熱流體進口速度的變化規(guī)律。

從圖8可以看出：在環(huán)境參數(shù)(包括太陽直射輻射強度)和流體進口溫度相同時，集熱器效率隨著傳熱流體進口速度的增大先是急劇增大，然后趨于平緩，增幅越來越小。

分別做進口溫度Tin=150 ℃、Ib=900 W/m2情況下，不同流速條件下吸熱管和外部環(huán)形區(qū)域在集熱管軸向位置4 m處的溫度分布圖(見圖9)。

從圖9可以看出：不同流體進口速度對吸熱管外的環(huán)形區(qū)域以及玻璃套管的溫度也有很大的影響。當流速較低時，環(huán)形區(qū)域的下部以及玻璃套管的底部溫度較高，即使是遠離吸熱管的區(qū)域溫度也很高，而環(huán)形區(qū)域的上部只有在距吸熱管很近的地方溫度較高，整個區(qū)域溫度分布極不均勻。隨著流速增大，環(huán)形區(qū)域以及玻璃套管的上下溫度分布逐漸均勻，當流速達到4 m/s時，整個區(qū)域的溫度分布已經非常均勻。

圖10給出了集熱管軸向位置4 m處，金屬吸熱管表面最大溫差隨流體進口速度的變化規(guī)律。從圖10可以看出：當環(huán)境參數(shù)和流體進口溫度一定時，隨著流體進口速度的增加，金屬吸熱管表面的最大溫差先急劇減小，然后逐漸趨于平緩。以Ib=900 W/m2、Tin=150 ℃工況下為例，進口流速為0.2 m/s時，吸熱管表面最大溫差可以達到416.5 K；進口流速為1 m/s時，吸熱管表面最大溫差降到111.3 K；進口流速為4 m/s時，吸熱管表面最大溫差只有36.4 K。

圖11給出了集熱管軸向位置4 m處，玻璃套管表面最大溫差隨流體進口速度的變化規(guī)律。

從圖11可以看出：當環(huán)境參數(shù)和流體進口溫度一定時，玻璃套管表面最大溫差隨著流體進口速度的變化規(guī)律與金屬吸熱管表面最大溫差的變化規(guī)律類似，先急劇減小，然后逐漸趨于平緩。

4　結語

通過模擬分析太陽直射輻射強度、流體進口溫度、流體進口速度對集熱器傳熱性能的影響，主要得出如下結論：

(1) 隨著太陽直射輻射強度的增加，集熱器的集熱效率逐漸增大，但是增幅逐漸降低；集熱管內流體溫升近似線性增加。吸熱管表面和玻璃套管表面存在溫差，隨著太陽直射輻射強度的增加，吸熱管和玻璃套管表面最大溫差都逐漸增大。

(2) 隨著流體進口溫度的升高，集熱器的集熱效率逐漸減小。吸熱管與玻璃套管表面溫度隨流體進口溫度的升高而升高，集熱管環(huán)形區(qū)域上部溫度升高明顯。吸熱管表面的最大溫差隨流體進口溫度升高先減小后增大，對于Ib=900 W/m2、流體進口速度為1 m/s時，進口溫度為162.5 ℃左右，吸熱管表面溫差最小。玻璃套管表面最大溫差隨傳熱流體進口溫度的升高而增大，并且增幅越來越大。

(3) 隨著流體進口速度的增大，集熱器集熱效率先是急劇增大，然后趨于平緩，增幅越來越小。吸熱管和玻璃套管表面的溫度梯度隨著流體進口速度的增大明顯減小，表面最大溫差均隨著流體進口速度的增大明顯減小，幅度逐漸減小，并趨于平緩。

(4) 模擬發(fā)現(xiàn)，由于吸熱管表面熱流密度分布不均勻，確實會導致吸熱管和玻璃套管表面產生溫度梯度，并且流體進口速度越小，吸熱管表面熱流密度越大，吸熱管表面的溫度梯度就越大。

[1] 宋記鋒, 丁樹娟. 太陽能熱發(fā)電站[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 2013.

[2] CHENG Z D, HE Y L, CUI F Q, et al. Comparative and sensitive analysis for parabolic trough solar collectors with a detailed Monte Carlo ray-tracing optical model[J]. Applied Energy, 2014, 115: 559-572.

[3] KRüGER D, PANDIAN Y, HENNECKE K, et al. Parabolic trough collector testing in the frame of the REACt project[J]. Desalination, 2008, 220(1-3): 612-618.

[4] RIFFELMANN K J, NEUMANN A, ULMER S. Performance enhancement of parabolic trough collectors by solar flux measurement in the focal region[J]. Solar Energy, 2006, 80(10): 1303-1313.

[5] DUDLEY V E, KOLB G J, MAHONEY A R, et al. Test results: SEGS LS-2 solar collector[R]. Albuquerque, New Mexico: Sandia National Labs, 1994.

[6] MWESIGYE A, BELLO-OCHENDE T, MEYER J P. Minimum entropy generation due to heat transfer and fluid friction in a parabolic trough receiver with non-uniform heat flux at different rim angles and concentration ratios[J]. Energy, 2014, 73: 606-617.

Simulation on Heat Collection Performance of a Parabolic Trough Collector

Cao Zheng1, Zhang Zhibo2, Chen Jiufa1

(1. School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China;2. Zhejiang Province Institute of Architectural Design and Research, Hangzhou 310006, China)

The effects of following factors on the heat collection efficiency of parabolic trough collector and on the maximal surface temperature rise of both the heat-absorbing tube and the glass sleeve were analyzed, such as the direct solar radiation intensity, the inlet fluid temperature and the inlet fluid velocity, etc. Results show that the heat collection efficiency of solar collector increases with rising direct solar radiation intensity, rising inlet fluid velocity and reducing inlet fluid temperature; the maximal surface temperature difference of heat-absorbing tube increases with rising direct solar radiation intensity and reducing inlet fluid velocity, which first increases and then reduces with the rise of inlet fluid temperature; the maximal surface temperature difference of glass sleeve increases with rising direct solar radiation intensity, rising inlet fluid temperature and reducing inlet fluid velocity.

parabolic trough collector; numerical simulation; heat collection efficiency; direct solar radiation intensity

2016-02-27

曹政(1992—)，男，在讀碩士研究生，研究方向為新能源發(fā)電、太陽能集熱、有機朗肯循環(huán)研究。

E-mail: cz_seu@163.com

TK513.3

A

1671-086X(2016)05-0308-06