DSG集熱管內(nèi)不同流型管壁周向溫差研究

中圖分類號(hào) TQ051.5 文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A 文章編號(hào) 0254-6094（2025）04-0554-06

萊賽爾纖維是一種新型再生纖維素纖維，憑借著高強(qiáng)度、高吸濕性及環(huán)保等特性在紡織行業(yè)中備受關(guān)注。相比于傳統(tǒng)的粘膠纖維，萊賽爾纖維生產(chǎn)過程物理化，綠色環(huán)保不使用有毒溶劑，且其溶劑回收率高達(dá) 99.6% ，符合可持續(xù)發(fā)展的要求[1]。因此，萊賽爾纖維的生產(chǎn)技術(shù)不斷受到學(xué)術(shù)界和工業(yè)界的廣泛研究與重視。

為了滿足市場(chǎng)需求，研究者們不斷提高萊賽爾纖維的生產(chǎn)質(zhì)量。近年來，針對(duì)萊賽爾纖維的研究主要集中在纖維制備方法、控制系統(tǒng)優(yōu)化及加工制造技術(shù)等方面。

在萊賽爾纖維的生產(chǎn)過程中，電能消耗費(fèi)用占比較大。以干噴濕法工藝為例，每噸萊賽爾纖維制造需耗電約 2200kW?h ，所以降低電費(fèi)成本（0.8元/千瓦時(shí)）已成為降本增效關(guān)鍵環(huán)節(jié)之一。直接蒸汽發(fā)電（DirectSteamGeneration，DSG）槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本較低、土地利用率高、安裝維護(hù)方便，是目前較為成熟的一種太陽(yáng)能熱發(fā)電形式。該系統(tǒng)采用直接蒸汽發(fā)電槽式集熱器的概念，以水為傳熱工質(zhì)，完全符合綠色環(huán)保、降本增效的現(xiàn)實(shí)需求。因此，選用DSG槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)，該系統(tǒng)安裝位置地域廣闊，具備日照充足強(qiáng)度高、電力消化率高等優(yōu)勢(shì)。目前，該系統(tǒng)主要有熱水生產(chǎn)發(fā)電、太陽(yáng)能熱發(fā)電和光伏發(fā)電3種發(fā)電方式。為了確保DSG槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)的高效工作，筆者針對(duì)DSG集熱管內(nèi)不同流型管壁周向溫差進(jìn)行研究與分析。

1 問題的提出

DSG槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電系統(tǒng)是近年來提出的一種新型槽式發(fā)電技術(shù)。與傳統(tǒng)的以導(dǎo)熱油作為傳熱流體產(chǎn)生蒸汽的槽式發(fā)電系統(tǒng)相比，DSG技術(shù)不僅提高了系統(tǒng)的熱利用效率，而且降低了系統(tǒng)的運(yùn)行成本[2]。研究表明，與HTF槽式發(fā)電系統(tǒng)相比，DSG技術(shù)可以降低 11% 的發(fā)電能耗[3]。因此，DSG槽式太陽(yáng)能熱發(fā)電技術(shù)被認(rèn)為是未來最具發(fā)展?jié)摿Φ男滦蜔岚l(fā)電模式。雖然DSG技術(shù)降低了發(fā)電成本，但是該系統(tǒng)本身的穩(wěn)定性較差。其主要原因是接收器內(nèi)直接產(chǎn)生的蒸汽壓力較高，且汽液兩相的流型變化較大，導(dǎo)致吸熱管周向溫差較大，造成接收器彎曲，偏離聚焦線，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致玻璃套管破裂損壞接收器[4]。ECKM和STEINMANNWD對(duì)集熱管內(nèi)的兩相流流型進(jìn)行了研究，認(rèn)為管內(nèi)兩相流流型主要包括泡狀流、塞狀流、層流、波狀流、環(huán)狀流及霧狀流，其中層流和環(huán)狀流是管內(nèi)兩相流的主要流型[5]。ZARZAE等利用流速繪制出了兩相流流型分布圖，認(rèn)為液體速度在 0.001～0.100m/s ，氣體流速在 0.04～ 9.00m/s 時(shí)，屬于層流范圍[。ODEHSD等利用熱力學(xué)-動(dòng)力學(xué)模型對(duì)流型進(jìn)行了研究，認(rèn)為層流造成的周向溫差較大[7。筆者在對(duì)管內(nèi)流體流型分析的基礎(chǔ)上，對(duì)層流和環(huán)狀流的周向溫度分布進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，并對(duì)飽和蒸汽段的受熱進(jìn)行周向溫度測(cè)定，結(jié)合數(shù)值模擬方法對(duì)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行校核驗(yàn)證，從而對(duì)DSG集熱管的優(yōu)化運(yùn)行提供指導(dǎo)。

2實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)流程如圖1所示。經(jīng)過處理后的軟水由電爐加熱至設(shè)定壓力下的飽和水，通過橫流蠕動(dòng)泵控制給水流速與流量，飽和水在 24m 長(zhǎng)的槽式集熱器內(nèi)吸熱蒸發(fā)，汽水混合物或者蒸汽直接進(jìn)人電爐汽包內(nèi)，由壓力控制系統(tǒng)排放多余蒸汽使汽包內(nèi)壓力始終為設(shè)定值。該過程中液位計(jì)讀數(shù)的變化值就等于一段時(shí)間內(nèi)集熱管內(nèi)水的蒸發(fā)量。

圖1實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)流程圖

1一 —槽式聚光鏡；2——真空集熱管；3——濕蒸汽干度計(jì)；4——安全閥； 5——壓力控制排氣閥；

6—電爐； 7— 一水處理池； 8—軟水箱； 9，11——液位計(jì)；10——給水泵；

12——壓力控制電加熱器； 13——橫流蠕動(dòng)泵； 14——流量計(jì)；

15- —溫度計(jì)； 16- —壓力表

為了實(shí)現(xiàn)對(duì)金屬管周向溫度的測(cè)量，需在金屬管外放置熱電偶。由于分層流液位與金屬壁交接處位于 135^° 處，因此熱電偶的安裝位置如圖2所示，測(cè)點(diǎn)T1～T8分別位于0、90、135、150、180、210、225、270處。其中， 150^° 和210處為太陽(yáng)光線聚焦處，由于飽和蒸汽的換熱系數(shù)較低，當(dāng)流體狀態(tài)由汽液兩相過渡到飽和蒸汽時(shí)存在較大的軸向溫差，因此研究飽和蒸汽段的周向溫度具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

圖2環(huán)狀流與分層流流型測(cè)點(diǎn)布置方式

3穩(wěn)態(tài)傳熱模型與數(shù)值求解

為了研究金屬管四周的溫度分布，需對(duì)金屬管進(jìn)行熱平衡分析。金屬管的二維熱平衡方程為：

式中 C_p （2號(hào) 定壓比熱容；k 金屬導(dǎo)熱系數(shù)；q 金屬管內(nèi)熱源產(chǎn)生的熱量；人 金屬管半徑；T 金屬管壁溫度；t^. 時(shí)間；φ （2 -周向角度；ρ 金屬管密度。

穩(wěn)態(tài)無內(nèi)熱源下式（1）可簡(jiǎn)化為：

邊界條件為：

其中， r_int 為金屬管內(nèi)半徑， ，r_ext 為金屬管外半徑， ?_h1 為管內(nèi)流體與金屬管壁的對(duì)流傳熱系數(shù)， T₁ 為管內(nèi)流體溫度。邊界條件b中 q^′ 為線聚焦處熱流密度，對(duì)于非線聚焦處的點(diǎn)，其值為 0;q^′′ 為金屬外壁對(duì)外的散熱熱流密度，文獻(xiàn)[8]給出了 q^′′ 的計(jì)算公式。

基于式（2），采用有限元差分求解方法對(duì)金屬管的周向壁溫進(jìn)行離散數(shù)值計(jì)算[6]。

4結(jié)果與討論

4.1 換熱系數(shù)

當(dāng)工質(zhì)水在集熱管內(nèi)流動(dòng)沸騰時(shí)，對(duì)流傳熱系數(shù)的計(jì)算較為復(fù)雜，與氣液兩相的流型有著密切的關(guān)系。不同模型的換熱系數(shù)的計(jì)算公式差異較大，而且傳熱系數(shù)的大小對(duì)金屬管的壁溫有著直接影響。對(duì)于DSG集熱管，主要的流型為分層流和環(huán)狀流，GUNGERKE和WINTERTONRHS給出了判定分層流和環(huán)狀流的經(jīng)驗(yàn)公式[9]：

其中， Fr 為弗勞德數(shù)， G 為流體質(zhì)量通量 ?_Sρ_l 為液體密度， D_int 為金屬管內(nèi)徑， g 為重力加速度。

當(dāng) Fr?0.04 時(shí)，氣液兩相流動(dòng)模型為分層流，分層流的相變換熱系數(shù)計(jì)算式如下：

其中， h_2ph 為兩相換熱系數(shù)， h_?1 為單相液體的換熱系數(shù)， Ψ_，x 為干度， S_g 為氣相密度， k₁ 為液相導(dǎo)熱系數(shù) ，μ_?1 為液相動(dòng)態(tài)黏度， Pr_l 為液相的普朗特?cái)?shù)。

當(dāng) Frgt;0.04 時(shí)，氣液兩相流為環(huán)狀流，GUNGERKE和WINTERTONRHS認(rèn)為環(huán)狀流換熱系數(shù)由兩部分組成[9]，即：

h_2ph=h_B^′+h₁^′

其中，飽和汽泡狀沸騰換熱系數(shù) h_B^′=h_BS ，兩相強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù) h^′₁=h₁F;h_B 為核態(tài)沸騰換熱系數(shù)，STEPHANK給出了其經(jīng)驗(yàn)公式[10]：

n=0.9-0.3p_n^0.15

p_n=p/p_cr

其中， ?p_cr 為水的臨界壓力， Ω_，n 為指數(shù)， Fp 為壓力修正因子， p_n 為歸一化壓力， p 為水的壓力。

S，F(xiàn) 分別為影響因子，GUNGERKE和WIN-TERTONRHS同樣給出了其計(jì)算式9]：

Re=G（1-x）D_int/μ₁

其中， Bo 為沸騰數(shù)， Xtt 為馬蒂內(nèi)參數(shù) ?A_g 為氣相動(dòng)態(tài)黏度。

式（3）～（14）給出了計(jì)算分層流和環(huán)狀流的經(jīng)驗(yàn)公式，該公式被認(rèn)為是計(jì)算飽和汽泡狀沸騰傳熱與兩相強(qiáng)制對(duì)流傳熱的最好辦法。

圖3為不同壓力、質(zhì)量流量下飽和區(qū)環(huán)狀流的對(duì)流換熱系數(shù)與干度的變化關(guān)系?？梢钥闯觯S著質(zhì)量流量的增加，換熱系數(shù)增大；壓力的變化對(duì)換熱系數(shù)的影響較小，隨著壓力的升高，換熱系數(shù)呈下降趨勢(shì)；隨著干度的增加，換熱系數(shù)逐漸增大，但是當(dāng)干度達(dá)到0.8左右后開始下降。

圖4為壓力 11MPa 、質(zhì)量流量 1.2kg/s 下?lián)Q熱系數(shù)隨干度的變化趨勢(shì)。可以看出，開始蒸發(fā)階段隨著蒸汽汽泡的不斷生成，強(qiáng)化了兩相區(qū)對(duì)流換熱系數(shù)，對(duì)流換熱系數(shù)不斷提高，而泡狀換熱系數(shù)隨著干度的提高不斷下降，但是整體換熱系數(shù)是增大的。當(dāng)干度達(dá)到0.8左右后，泡狀換熱系數(shù)的下降值已經(jīng)超越了對(duì)流換熱系數(shù)的提升值，因而換熱系數(shù)開始下降。

圖4換熱系數(shù)與干度的變化關(guān)系

圖5為不同壓力、溫度下蒸汽換熱系數(shù)的變化曲線，可以看出，蒸汽的換熱系數(shù)隨著溫度的升高逐漸下降，而隨著壓力的升高逐漸增大。因此在集熱管內(nèi)隨著飽和蒸汽不斷吸熱，其換熱系數(shù)逐漸下降，在太陽(yáng)輻射強(qiáng)度不變的情況下，金屬管的壁溫不斷升高。圖6為分層流與環(huán)狀流的換熱系數(shù)隨干度的變化趨勢(shì)?？梢钥闯?，隨著干度的不斷增大，兩種流型的換熱系數(shù)均逐漸變大，而且環(huán)狀流的換熱系數(shù)比分層流更大。

圖5不同壓力、溫度下蒸汽的換熱系數(shù)

圖6 環(huán)狀流與分層流的換熱系數(shù)隨 干度的變化趨勢(shì)

4.2 周向溫度

圖7為分層流、環(huán)狀流和飽和蒸汽段金屬管的周向溫度分布。可以看出，飽和蒸汽的周向溫度溫差最大，分層流次之，環(huán)狀流最小。這與3種狀態(tài)下的換熱系數(shù)有著密切關(guān)系。對(duì)于環(huán)狀流和飽和蒸汽段，壁溫在 150^° 和 210^° 左右最大， 0^° 左右最小。主要原因是這兩點(diǎn)正好位于太陽(yáng)光線反射聚焦處，熱流密度最大，而 0^° 處離線聚焦處最遠(yuǎn)，接受到的外在熱量最小。分層流的溫度峰值位于135^° 和 225^° 而非環(huán)狀流的 150^° 和 |210^° 處，主要原因是分層流的液位水平線剛好位于 135～225^° 之間，屬于氣液交界處，氣相換熱系數(shù)比飽和水的相變換熱系數(shù)低很多，因而該處的熱阻很大，所以溫度很高；雖然 150^° 和210°的熱流密度最大，但由于該處的換熱系數(shù)很高，所以溫度相對(duì)較小。飽和蒸汽段的溫差高達(dá)45K，這是因?yàn)闅庀鄵Q熱系數(shù)小，而 150^° 和 210^° 處的熱流密度高，因此溫差大。圖8為數(shù)值模擬方法下金屬管的周向溫度分布，與圖7的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，而且最大誤差不超過 10% 。主要原因在于實(shí)際過程中反光鏡反射的熱量部分被金屬支架和軟管接收，在模擬過程中沒有考慮這一散熱損失。

圖7實(shí)驗(yàn)條件下金屬管周向溫度分布

圖8數(shù)值模擬條件下金屬管周向溫度分布

5結(jié)束語(yǔ)

筆者以DSG集熱器的集熱管為研究對(duì)象，分析了分層流、環(huán)狀流以及飽和蒸汽在集熱管內(nèi)的換熱特性；通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究的方法對(duì)不同流型下金屬管周向溫度進(jìn)行了模擬分析和實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)金屬管的優(yōu)化運(yùn)行提供理論指導(dǎo)。

水在DSG集熱管內(nèi)的流型主要有分層流、泡狀流和環(huán)狀流，不同流型下的傳熱特性差異很大，影響著金屬管使用壽命和集熱器的熱效率。

通過建立不同流型以及飽和蒸汽下的傳熱計(jì)算模型，得出環(huán)狀流的換熱系數(shù)最大，分層流次之，飽和蒸汽段最小。

利用有限元差分?jǐn)?shù)值求解方法建立了金屬管的二維穩(wěn)態(tài)傳熱模型，得出了環(huán)狀流、分層流和飽和蒸汽段的金屬管周向溫度分布。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，換熱系數(shù)的大小對(duì)金屬管的壁溫影響很大，環(huán)狀流的壁溫溫差接近 15K ，分層流的溫差接近25K，而飽和蒸汽段的壁溫溫差接近 50K 。這與實(shí)驗(yàn)得出的結(jié)果較為吻合，誤差最大為 10% 左右。

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Research on Circumferential Temperature Difference of the Different Flow Patterns in DSG Heat Collecting Tubes

CAO Hua-gang， YUAN Jun （JiangsuJinrongtaiNewMaterialsTechnologyCo.，Ltd.）

AbstractWith a view to improving solar power efficiency，collecting tubes of the DSG collector were takenas theresearch object to analyze stratified flow，annular flow and saturated steam in the collctor tubes. Theoretical calculation shows that，the heat transfer coeficient of the annular flow inside the heat collction tubesisthe highest，then followed bythestratifiedflow and thatof thesaturated steam is the minimum.In addition，having the numerical simulation and experimental research methods used to simulate and analyze thecircumferential temperature ofmetal pipesunder diffrent flow patterns was implemented to indicate that，the distributionof circumferential temperature iscloselyrelated to the two-phaseflow pattern，and the annular flow’s circumferential temperature difference becomes the smallst，its maximum temperature difference closes to 10K while the laminar flow’s maximum temperature difference tends to 20K ，and the circumferential temperature diference in the saturated steam section becomes the largest，，it's about 45 K. Key Words DSG heat-collecting tube，flow pattern，heat transfer coeficient，circumferential temperature difference，slot-type solar power generating system

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