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計院有限公司，西安710075；2.中國能源建設集團規(guī)劃設計有限公司，北京100120；3.山東電力建設第三工程有限公司，山東青島266000；4.Emypro S.A，Sabadell 08203，Spain）

0 引言

太陽能熱發(fā)電技術是一種可持續(xù)穩(wěn)定發(fā)電的新能源發(fā)電技術，在太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中，儲熱系統(tǒng)是使光熱技術具備在非光照條件下發(fā)電能力的關鍵設備。光熱發(fā)電站中儲熱系統(tǒng)通常采用雙罐熔鹽儲熱技術，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)的精細化設計要求也不斷加大。但是，儲熱系統(tǒng)面對的工況較為復雜，且近年來尚沒有針對高溫熔鹽儲罐的設計規(guī)范，目前對光熱電站熔鹽儲罐的設計還普遍采用API650標準，并輔之以有限元應力計算做局部調(diào)整。但是由于有一些復雜工況沒有在設計過程中充分考慮，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力集中導致［2］。

因此對儲罐進行精細化的設計，在設計過程中充分考慮工況影響，是目前儲罐設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模型，通過熱力學模型計算來對儲罐進行精細化設計。2015 年，Suárez 等人［4］針對儲罐基礎散熱進行了數(shù)值分析，研究發(fā)現(xiàn)儲罐基礎具有較大的散熱損失，需要在設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］對儲罐精細化設計進行了研究，并將研究結果應用于商業(yè)項目中，采用精細化設計的熔鹽儲罐經(jīng)受住了預熱、化鹽、升溫等階段的考驗，驗證了其設計方案的可行性和安全性。

除了上述工況外，當儲罐在調(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，這會導致儲罐的熔鹽處于長期的靜止狀態(tài)，由于儲罐基礎強烈的散熱作用，儲罐會產(chǎn)生熱分層現(xiàn)象，當沿儲罐垂直方向產(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

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

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

儲罐內(nèi)設置分配環(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)學模型

儲罐模型采用三維模型，物理邊界條件、收斂條件等設置如下。

（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。儲罐基礎采用熱流密度邊界條件，根據(jù)測算，儲罐的基礎散熱量為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。

計算所用求解器設置見表2。

表2 求解器設置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，證明該設計合理可靠。通過流體動力學（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)管道均能夠實現(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 后能夠將溫差控制在10 ℃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 后能夠將溫差控制在15 ℃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。