DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-1305 文章編號：0254-0096（2023）03-0516-09

摘 要：在太陽能熱發(fā)電站中，拋物面槽式集熱系統(tǒng)多回路的流量分配特性對集熱工質(zhì)出口溫度和電站運(yùn)行性能具有重要影響。傳統(tǒng)U型集熱回路采用調(diào)節(jié)閥可實現(xiàn)各回路流量的平衡分配，但對系統(tǒng)的控制水平要求較高，且建設(shè)成本較大。該文以熔鹽槽式集熱系統(tǒng)為研究對象，提出采用Z型布置結(jié)合母管變徑的新型集熱回路，以實現(xiàn)多回路流量自平衡；通過開展流量分配的理論設(shè)計計算，以及基于Apros軟件搭建的集熱系統(tǒng)動態(tài)仿真模型，研究太陽直接法向輻射DNI、入口質(zhì)量流量變化以及云遮擾動工況下，Z型集熱回路的流量分配、出口溫度和回路壓降的穩(wěn)態(tài)和動態(tài)變化規(guī)律。研究結(jié)果表明，槽式集熱回路Z型布置結(jié)合母管變徑的方式在穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)工況下都具有較好的流量自平衡特性。

關(guān)鍵詞：太陽能熱發(fā)電；集熱器；流體流動；熔融鹽；Apros

中圖分類號：TK514 " " " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

太陽能作為一種清潔安全的可再生能源受到廣泛關(guān)注，世界各國已將太陽能作為重要的新能源發(fā)展方向［1］。目前，國內(nèi)外建設(shè)了一批太陽能熱發(fā)電的示范電站，包括西班牙Andasol 150 MW槽式光熱電站、美國Solana 280 MW槽式光熱電站［2］、西班牙Gemasolar 20 MW熔鹽塔式電站［3］；中國蘭州大成敦煌50 MW熔鹽線性菲涅爾式太陽能熱發(fā)電站［4］、青海德令哈50 MW塔式太陽能熱發(fā)電站［5］、中廣核德令哈50 MW槽式太陽能熱發(fā)電站［6］等。相比于塔式，槽式太陽能熱發(fā)電技術(shù)更加成熟、投資更少、對聚光器的控制要求也不高，在西班牙、美國等一些國家，槽式太陽能熱發(fā)電站占在建和已建太陽能熱發(fā)電站的94.57%，塔式太陽能熱發(fā)電站只有4.37%［2］。然而，槽式太陽能熱發(fā)電站的集熱場由多個并聯(lián)回路組成，集熱工質(zhì)一般為導(dǎo)熱油或熔鹽，在太陽輻照度和運(yùn)行工況變化時，不同回路之間流量不均勻的情況經(jīng)常發(fā)生［7］，從而降低了集熱器的熱效率［8］。

目前，國內(nèi)外學(xué)者針對傳統(tǒng)U型布置太陽能集熱回路開展了相關(guān)研究。吳俊杰等［9］搭建太陽能輔助發(fā)電（solar aided power generation，SAPG）槽式集熱場的水力模型，基于330 MW SAPG系統(tǒng)研究得到最優(yōu)集熱場布置方案；王慧富等［10］分析集熱器開口寬度和集熱場的布置方案對電站集熱系統(tǒng)性能的影響；于剛等［11］以系統(tǒng)折合效率最優(yōu)為目標(biāo)得到不同工況下導(dǎo)熱油的最佳流速和槽式集熱回路的布置方式；Bava等［12］建立槽式U型集熱場流量分布的數(shù)值計算模型，通過對比回路安裝閥門和無閥門情況下的流量分布，發(fā)現(xiàn)對于規(guī)模較大的集熱場，采用回路加裝閥門是實現(xiàn)流量均勻分配的可靠方法，而對于回路少的小型集熱場，不采用閥門也能實現(xiàn)良好的流量分配；麻林瑞等［13］用一種新的數(shù)值方法建立并求解了考慮水力慣性和熱慣性的槽式集熱場模型，能計算正常和太陽直接法向輻射（direct normal irradiation，DNI）擾動工況下集熱場總流量、各回路流量和出口溫度；Almasabi等［7］通過控制閥和泵協(xié)調(diào)運(yùn)行來平衡回路流量，提高了整個槽式電站的輸出功率；麻林瑞等［14］考慮了槽式集熱場不同回路光學(xué)性能存在差異，提出一種使凈發(fā)電量提高3.4%的控制策略；Abutayeh等［15］提出以太陽輻射為前饋，出口溫度為反饋的槽式集熱場回路流量控制方法。

以上研究表明，傳統(tǒng)U型布置的集熱場通過閥門調(diào)節(jié)可實現(xiàn)多回路的流量平衡分配，但集熱場回路數(shù)量較多，導(dǎo)致閥門控制過程復(fù)雜，且大量控制閥的使用增加了電站建設(shè)成本。為此，本文提出一種熔鹽槽式Z型集熱回路結(jié)合母管變徑的布置方式，在各集熱回路無閥門調(diào)節(jié)的情況下實現(xiàn)流量自平衡分配；進(jìn)行集熱場參數(shù)和母管變徑方案的理論設(shè)計計算，并基于Apros軟件搭建Z型布置集熱場的動態(tài)仿真模型，研究集熱場在DNI、入口質(zhì)量流量變化和云遮擾動下的流量穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)分配特性。

1 理論模型

1.1 集熱回路布置方式

圖1給出了集熱回路的傳統(tǒng)U型和本文采用的Z型布置方式。U型布置集熱場冷母管內(nèi)的集熱工質(zhì)依次分流到回路[1～n]，工質(zhì)吸熱后在熱母管匯集，返回與冷母管工質(zhì)流動相反的方向。U型布置方式中，回路1進(jìn)出口壓力分別為集熱場壓力的最高和最低點，其回路壓差大于隨后的任一管路。相比而言，Z型布置集熱場的進(jìn)出口分布在集熱場兩側(cè)，集熱工質(zhì)在每條回路流過的距離一致，且各回路的進(jìn)出口壓差相差不大。

圖2給出了具有40條回路的集熱場在U型和Z型布置方式下各回路的進(jìn)出口壓力。為了初步測試2種不同布置方式下回路的壓力和流量分配特性，冷熱母管均保持相同直徑。U型布置方式各回路入口壓力和出口壓力隨回路序號的增大分別呈減小和增大的趨勢，不同回路之間的進(jìn)出口壓差差別較大。對于U型布置方式，只能通過安裝調(diào)節(jié)閥來實現(xiàn)各回路流量的均勻分配。Z型布置方式各回路的入口和出口壓力隨回路序號增大均呈下降趨勢，從而使得各回路進(jìn)出口壓差維持在一個穩(wěn)定范圍。對于Z型布置方式，可通過改變母管直徑來調(diào)節(jié)每個回路的入口壓力和出口壓力，從而實現(xiàn)各回路進(jìn)出口壓差的一致和流量的均勻分配。

1.2 Z型集熱回路冷熱母管變徑計算

針對Z型布置方式的設(shè)計計算，主要根據(jù)流體力學(xué)計算獲得可實現(xiàn)各回路流量均勻分配的冷熱母管的變徑方案。首先假設(shè)各回路熔鹽流量為平均流量，計算出流經(jīng)母管各段的熔鹽流量；其次冷熔鹽母管按各段流速不變的方式求解管徑，熱熔鹽母管根據(jù)冷熱熔鹽母管對應(yīng)段壓降相等的方式計算管徑。

理論計算中，冷熱母管管徑的計算如式（1）～式（3）所示：

1）沿程阻力損失處理：管道內(nèi)的流體流速較低，沿程阻力損失系數(shù)λ采用阿里特蘇里式［16］進(jìn)行計算。

式中：[K]——管道的粗糙度，m，一般取0.0001～0.0002 m；[d]——管道內(nèi)徑，m；[Re]——雷諾數(shù)。

2）三通處局部阻力損失處理：取[20λ]［9］。

3）冷母管管徑計算采用式（2）；熱母管管徑計算采用式（3）。

式中：[m]——熔鹽總質(zhì)量流量，kg/s；[Mc，i]——冷熔鹽母管第[i]管段內(nèi)熔鹽質(zhì)量流量，kg/s；[Dc，i]——冷熔鹽母管第[i]管段內(nèi)徑，m；[D]——冷熔鹽母管最大內(nèi)徑，m。

式中：[ξc，i]、[ξh，i]——冷熔鹽和熱熔鹽母管第[i]管段三通處局部阻力損失系數(shù)；[Mh，i]——熱熔鹽母管第[i]管段熔鹽質(zhì)量流量，kg/s；[w]——熱熔鹽母管段長度，m；[Dh，i]——熱熔鹽母管第[i]管段內(nèi)徑，m；[ρc]、[ρh]——冷、熱熔鹽密度，kg/m3。

圖3給出了一個總回路數(shù)為40的集熱場在不同母管分組變徑方案下的各回路流量分配。所計算案例的冷母管最大直徑為550 mm，二元熔鹽（60%NaNO3+40%KNO3）工質(zhì)的入口流量為606.27 kg/s，DNI為800 W/m2。從圖中可看出，冷熱母管采用40組的變徑方案可實現(xiàn)各回路流量的完全平均，而對于其他分組變徑的方式，回路流量隨著母管的分組呈周期性變化，母管變徑組數(shù)越少，流量波動幅值越大，但與平均流量的偏差均在0.030 kg/s以內(nèi)。因此，考慮到工程實際應(yīng)用和流量分配效果，本文取10組作為研究對象開展穩(wěn)態(tài)變工況和動態(tài)仿真研究。

1.3 基于Apros的仿真模型

1.3.1 控制方程

Apros軟件內(nèi)置3方程模型和6方程模型，在均相兩相流中，使用3方程模型，該模型同樣適用于混合流。本文所研究的工質(zhì)是二元熔鹽，不發(fā)生相態(tài)的變化，故采用3方程模型。

兩相混合物的質(zhì)量、動量和能量一維守恒方程如下：

質(zhì)量守恒方程：

動量守恒方程：

能量守恒方程：

式中：[A]——[z]方向上的面積，m2；[t]——時間坐標(biāo)；[v]——[z]方向上的速度，m/s；[z]——空間坐標(biāo)；[p]——壓力，Pa；[Si]——質(zhì)量、動量或能量的來源；[h]——混合物總焓，kJ/kg。

Apros求解上述一維偏微分方程時采用有限體積法，在空間和時間上離散化，離散為交錯網(wǎng)格格式，并對非線性項進(jìn)行線性化。在網(wǎng)格單元的中間計算壓力、焓和密度等狀態(tài)變量，在2個網(wǎng)格單元的邊界計算速度等與流動相關(guān)的變量［17］。

1.3.2 太陽直接法向輻射計算模型

在集熱場的熱輻射計算中，根據(jù)DNI及其他參數(shù)求出管道的凈吸熱量，進(jìn)而計算工質(zhì)的出口溫度。每米管道凈吸熱量為吸熱量與熱量損失之差［18］。

每米管道吸收的太陽能[Qsol，abs]為：

式中：[Ib]——太陽直接法向輻射DNI，W/m2；[θ]——入射角，（ °）；[Ap]——集熱器的開口寬度，m；[ηopt]——垂直入射時的光學(xué)效率，包括鏡面反射率、玻璃罩透射率、金屬管吸收率以及污垢、幾何圖形和陰影的影響；[ηIA]——入射角修正系數(shù)。

[ηIA]是入射角的函數(shù)，范圍在0～1之間。

每米管道的熱損失[Qheat，loss]為：

式中：[A0～A6]——損失系數(shù)；[THTF]、[Tamb]——工質(zhì)溫度和環(huán)境溫度，℃；[Vw]——風(fēng)速，m/s。

每米管道的凈吸熱量[Qnet]等于每米管道吸收的太陽能減去熱損失，本文取回路第1段計算單位管長的凈吸熱量，認(rèn)為其余管段凈吸熱量與第1段相同。

1.3.3 單個回路模型

如圖4所示，基于太陽直接法向輻射計算模型將單個回路按一維方式劃分為若干個集熱單元，Apros模型中建立的集熱單元長10 m，單個回路由110個集熱單元串聯(lián)而成。

在集熱單元模塊中，設(shè)定每米管道的凈吸熱量和溫度邊界，利用式（11）實時計算出溫度邊界與集熱管外壁之間的換熱系數(shù)[h]，并將換熱系數(shù)輸入熱傳遞模塊控制換熱量，使每米管道的換熱量等于凈吸熱量。

式中：[h]——換熱系數(shù)，W/（m2[·]K）；[A]——每米集熱器的外壁面積，m2；[ΔT]——溫度邊界和集熱管外壁的溫差，℃。

利用該模型可模擬實際的換熱過程，即熱量由溫度邊界通過集熱器壁面?zhèn)鬟f給導(dǎo)熱流體，也模擬了集熱器管壁的蓄熱。

1.4 模型驗證

根據(jù)設(shè)計計算所得整個集熱場分10組的結(jié)構(gòu)參數(shù)，基于Apros軟件搭建Z型布置集熱場模型，模擬各回路流量分配特性，并將模擬結(jié)果和理論計算進(jìn)行對比，以驗證模型準(zhǔn)確性。圖5所示為2種計算所得的各回路出口質(zhì)量流量，可看出，各回路流量分布規(guī)律一致，2種結(jié)果最大偏差為0.031 kg/s，因此認(rèn)為Apros仿真模型具有較好的準(zhǔn)確性。

2 穩(wěn)態(tài)變工況分析

本節(jié)介紹Z型集熱場的結(jié)構(gòu)參數(shù)和凈吸熱量計算參數(shù)，并對比Z型集熱場和U型集熱場的流量分配特性，然后基于搭建的Z型集熱場模型，研究不同DNI和入口質(zhì)量流量對集熱場穩(wěn)態(tài)流量分配結(jié)果的影響。

2.1 集熱回路參數(shù)

Z型集熱場母管分為10組進(jìn)行變徑的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，其中回路1～4表示回路1和回路4之間的3段母管。圖6所示為Z型集熱場結(jié)構(gòu)，回路間距為25 m，回路長度為1100 m，集熱器外徑為90 mm，厚度為5 mm。

單位管長凈吸熱量計算模型（式（9））參數(shù)設(shè)置如表2所示。表3是本文在研究Z型集熱場穩(wěn)態(tài)和動態(tài)特性時變量的取值范圍，主要改變集熱場DNI和入口質(zhì)量流量。

2.2 U型和Z型集熱回路對比

基于Apros軟件搭建母管直徑為500和550 mm的U型集熱場，除母管直徑外其余參數(shù)和Z型一致。在DNI為800 W/m2，集熱場入口質(zhì)量流量分別為606.27和666.90 kg/s這2種工況下，對比U型和Z型集熱場的流量分配。圖7所示為U型和Z型集熱場40條回路的流量分配結(jié)果?？煽闯?，U型集熱場第一條回路流量最大，之后回路流量逐漸減小，在入口流量為606.27 kg/s的工況下，母管管徑為500和550 mm的U型集熱場回路流量最大偏差分別為2.5%和1.6%，而Z型集熱

場回路流量最大偏差僅為-0.20%，說明Z型集熱場流量分配的均勻性明顯優(yōu)于U型集熱場。

2.3 DNI對集熱回路流量分配的影響

為了研究DNI對集熱場穩(wěn)態(tài)性能的影響，分別模擬DNI為600、700、800和900 W/m2的4種工況。

圖8展示了不同DNI工況下各回路出口流量，可看出DNI對Z型集熱場穩(wěn)態(tài)時的流量分配幾乎無影響，不同DNI工況下各回路熔鹽流量分配的均勻性與設(shè)計工況一致，各回路間流量最大差值為0.048 kg/s。

圖9是不同DNI工況下各回路出口溫度，隨DNI的增大各回路出口溫度也增大，但在同一DNI工況下，各回路熔鹽出口溫度最大差值在1 ℃以內(nèi)，且DNI為900 W/m2時該差值最大，為0.89 ℃。在圖10中，壓降受DNI的影響發(fā)生變化。DNI減小，回路壓降增大，且壓降增加的幅度也增大，這是由于熔鹽溫度變化使其密度和黏度改變，導(dǎo)致回路的沿程阻力損失變化，但在同一DNI工況下各回路之間壓降最大差值為0.0052 MPa。

2.4 集熱場入口質(zhì)量流量對集熱回路流量分配的影響

在設(shè)計工況下，總?cè)肟谫|(zhì)量流量為606.27 kg/s，在此基礎(chǔ)上保持DNI不變，流量分別增加和減少10%。圖11所示為不同入口流量工況下各回路的出口流量，在本研究的流量變化范圍內(nèi)，集熱場各回路流量分配的均勻性變化較小，當(dāng)流量增加10%時各回路間流量差值最大，為0.053 kg/s。

圖12是不同入口流量工況下各回路出口溫度。在相同集熱場DNI工況下，流量減小工況的出口溫度變化值大于流量增大工況。在流量增加10%時，集熱場中熔鹽進(jìn)出口溫差相對于設(shè)計工況減小23.23 ℃；但在流量減小10%時，集熱場中熔鹽進(jìn)出口溫差相對于設(shè)計工況增大28.33 ℃。在同一工況下，各回路之間出口溫度最大差值為0.87 ℃，出現(xiàn)在流量減少10%的工況。

圖13給出了不同流量下各回路的壓降。壓降隨流量增大而增大，且壓降增加的幅度也逐漸增大。在流量增加10%時，集熱場整體壓降相對于設(shè)計工況增加0.19 MPa；但在流量減小10%時，集熱場整體壓降相對于設(shè)計工況減小0.17 MPa。這種變化趨勢一方面是由于流量增大導(dǎo)致流速增大，管道的沿程阻力損失和流速的二次方成正比；另一方面是流量增大導(dǎo)致管內(nèi)熔鹽溫度降低，密度和黏度增大使回路阻力損失變得更大。在同一流量工況下，各回路壓降的最大差值為0.0062 MPa，占該工況下回路最大壓降的0.59%。

3 動態(tài)特性分析

為了研究Z型集熱場對擾動的動態(tài)響應(yīng)，以設(shè)計工況為基準(zhǔn)，在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至120 s時引入階躍擾動，研究DNI、入口質(zhì)量流量階躍變化和云遮擾動情況下集熱場的動態(tài)特性。

3.1 DNI階躍變化

本節(jié)研究了DNI由800 W/m2階躍增加到900 W/m2，以及階躍減小到600、700 W/m2這3種不同工況。以DNI階躍到900 W/m2為例，圖14所示為集熱場各回路出口質(zhì)量流量。由圖可看出，在動態(tài)變化過程中，各回路出口流量發(fā)生瞬間增大，上升到最大值后緩慢降低至穩(wěn)態(tài)值的變化趨勢。出口流量突然增大是由于溫度變化導(dǎo)致管內(nèi)熔鹽體積發(fā)生了變化。DNI在120 s發(fā)生階躍后，壁面和熔鹽的溫差變大使熔鹽溫度上升、密度減小，導(dǎo)致管內(nèi)熔鹽的體積增大，推動更多的流體涌向出口，但最終出口流量與入口流量達(dá)到平衡。雖然動態(tài)過程中流量發(fā)生了增大，但各回路流量的變化規(guī)律保持了較好的一致性，同一時刻下各回路流量最大差值為0.091 kg/s，且該差值隨DNI階躍幅度的增大而增大。

圖15給出了DNI階躍增加到900 W/m2時，集熱場各回路的出口溫度。出口溫度呈現(xiàn)緩慢增加趨勢，但達(dá)到穩(wěn)定值的時間與流量變化相一致。各回路出口溫度在變化過程中最大差值為0.95 ℃，且該差值隨DNI階躍幅度的增大而增大。

3.2 集熱場入口質(zhì)量流量階躍變化

穩(wěn)態(tài)研究中發(fā)現(xiàn)流量對回路的出口溫度和壓降有較大影響，但未體現(xiàn)出動態(tài)變化。以入口流量階躍增加10%為例，圖16給出了各回路出口質(zhì)量流量的變化規(guī)律。

在120 s時，入口質(zhì)量流量發(fā)生階躍增加，各回路出口質(zhì)量流量在較短的時間內(nèi)產(chǎn)生了較大的波動，波動的峰值為17.8 kg/s，隨后達(dá)到一個較為穩(wěn)定的值，此時出口流量小于穩(wěn)態(tài)時的流量，然后緩慢增大直到與穩(wěn)態(tài)流量相等。在整個動態(tài)變化過程中，同一時刻下各回路出口流量最大差值為0.78 kg/s，僅占該時刻平均流量的4.7%。

圖17所示為流量階躍增大10%工況下各回路出口溫度，其變化趨勢基本一致，均由約550 ℃下降到約526 ℃。在整個動態(tài)過程中，各回路出口溫度最大差值為0.81 ℃。圖18給出了各回路壓降的變化規(guī)律。在入口流量階躍變化后，集熱回路兩端的壓強(qiáng)最先變化，回路的壓降在120 s后產(chǎn)生了較大波動，結(jié)合圖16和圖18，壓降的變化導(dǎo)致回路出口流量發(fā)生變化，這種影響在140 s壓降穩(wěn)定后結(jié)束。

3.3 云層遮擋

太陽能熱發(fā)電廠依靠太陽能加熱工質(zhì)，而云層遮擋會直接導(dǎo)致DNI降低，文獻(xiàn)［19］通過定義云層透射率來描述云層遮擋對太陽直接法向輻射的影響。根據(jù)文獻(xiàn)的統(tǒng)計數(shù)據(jù)，大部分云層遮擋其云層透射率在0.4～0.6之間，本文取云層透射率為0.5，相當(dāng)于集熱場發(fā)生云層遮擋時，有50%的太陽輻射被阻擋，DNI從800 W/m2下降到400 W/m2。

在集熱場穩(wěn)定運(yùn)行至120 s時分別改變回路1～20和回路21～40的DNI模擬云層部分遮擋。以回路1～20被遮擋為例，圖19和圖20是集熱場各回路出口流量和溫度的變化圖。回路1～20的流量先下降到一個極小值，隨后增大直至穩(wěn)態(tài)，變化過程中不同回路流量最大差值為0.047 kg/s；回路21～40的流量也會下降，但幅度較小，變化過程中不同回路流量最大差值為0.11 kg/s，而整個集熱場中不同回路流量最大差值為0.31 kg/s。圖20中，回路1～20由于被遮擋，DNI降低到400 W/m2，回路出口溫度變化較大，各回路溫度的最大差值為0.79 ℃；而回路21～40出口溫度由于流量增大而輕微降低，各回路溫度的最大差值為0.9 ℃。

圖19所示回路1～20的流量突然下降，其原因和整個集熱場DNI降低時流量變化的原因一致，是由于溫度對熔鹽的密度產(chǎn)生影響。最終穩(wěn)定后，回路1～20的流量低于原來的流量是因為這部分管路中熔鹽溫度降低，工質(zhì)流動產(chǎn)生的阻力損失變大，使流量減小，由于集熱場總?cè)肟谫|(zhì)量流量不變而導(dǎo)致了回路21～40流量變大。但是，對于云層遮擋的1～20回路和未被遮擋的21～40回路，2個區(qū)域內(nèi)各回路流量變化規(guī)律相似，具有較好的均勻性。

圖21是發(fā)生遮擋時集熱場出口溫度和流量變化圖，遮擋回路1～20和21～40的變化規(guī)律相似但響應(yīng)時間相差約300 s。遮擋回路1～20時，出口流量快速下降后又持續(xù)減小，直至最低點，出口溫度在600 s時才發(fā)生明顯下降；遮擋回路21～40時，流量直接下降到最低點然后上升，無持續(xù)減小的過程，出口溫度約在300 s已發(fā)生明顯變化。這是由于集熱場規(guī)模大，母管和回路長度較長所導(dǎo)致?；芈?～20距離出口較遠(yuǎn)，溫度和流量發(fā)生變化后要流經(jīng)半個集熱場才到達(dá)出口，而回路21～40距離出口近，無明顯的滯后現(xiàn)象。

4 結(jié) 論

本文以熔鹽槽式集熱場為研究對象，提出Z型布置結(jié)合母管變徑的集熱回路，采用理論分析和基于Apros軟件模擬仿真，研究穩(wěn)態(tài)和動態(tài)工況下集熱回路的流量分配和集熱場的響應(yīng)特性，得出以下結(jié)論：

1）集熱回路Z型布置結(jié)合母管變徑的方式具有較好的穩(wěn)態(tài)與動態(tài)流量自平衡特性，在穩(wěn)態(tài)工況下最大流量偏差基本和設(shè)計工況一致。

2）在DNI階躍擾動下，溫度變化會引起出口流量和入口流量短暫的不匹配現(xiàn)象，DNI由800 W/m2階躍到600 W/m2時，各回路流量最大差值為0.12 kg/s。

3）入口質(zhì)量流量階躍變化時，各回路出口流量產(chǎn)生較大波動，但變化趨勢基本一致；流量階躍增加10%的工況下，各回路流量最大差值為0.78 kg/s。

4）在云遮擾動下，被遮擋回路流量最大差值為0.047 kg/s，未被遮擋回路流量最大差值為0.11 kg/s，而整個集熱場流量最大差值為0.31 kg/s；云層遮擋不同部分回路時，集熱場出口參數(shù)響應(yīng)時間不同，在距離集熱場出口較遠(yuǎn)的回路被遮擋時，響應(yīng)延遲越大。

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FLOW DISTRIBUTION PERFORMANCE RESEARCH ON SOLAR FIELD OF MOLTEN SALT PARABOLIC TROUGH SOLAR POWER PLANTS

Chen Zehong1，Mi Youwan1，Du Guanghan2，Xu Canjun 1，Liu Guixiu2， Li Gen2

（1. Power China Zhongnan Engineering Co.， Ltd.， Changsha 410014， China；

2. State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract：In the parabolic trough concentrating solar power plants， the multi-circuit flow distribution characteristics in the solar field have an important influence on the outlet temperature of the HTF（heat transfer fluid） and the operating performance of the plants. The traditional U-type solar field achieves its balanced flow distribution by regulating valves， which has higher requirements for the control level and higher construction cost. In this paper， parabolic trough solar field with molten salt as HTF is chosen as the research object， and a new Z-type layout of solar field is proposed， which realizes multi-loop self-balanced flow distribution by changing the diameter of the main-pipes. Through theoretical design and dynamic simulation based on Apros software， the steady state and dynamic performances of flow distribution， outlet temperature and pressure drop of the Z-type heat collecting loop under the change of DNI， inlet mass flow and cloud disturbance are studied. The results show that the Z-type solar field layout combined with the change of the main pipe diameter has good flow self-balance performance under both steady-state and dynamic conditions.

Keywords：solar thermal power； collectors； flow of fluids； molten salt； Apros