適用于下一代太陽能熱發(fā)電的集熱顆粒磨損特性研究

摘 要：以鋁礬土惰性顆粒為研究對象，使用三腔磨損試驗臺獲取顆粒耐磨性能和粒徑分布變化規(guī)律，顆粒120 h磨損率約2.5%，粒徑分布演變模型中轉(zhuǎn)化比例符合正態(tài)分布（[σ=1/2，ds=4d]）時模擬效果最好。提出磨損轉(zhuǎn)換系數(shù)，通過引入磨損耗散能量作為中間量，將磨損測試設(shè)備中獲取的顆粒磨損特性推廣到實際太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中。以100 kW太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)為例，計算得鋁礬土惰性顆粒在系統(tǒng)各設(shè)備間循環(huán)一次的磨損相當(dāng)于在三腔磨損試驗臺中運行0.0114 h，從而獲得系統(tǒng)補料策略。

關(guān)鍵詞：太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)；磨損特性；熱化學(xué)顆粒；粒徑分布；惰性顆粒；運行策略

中圖分類號：TM615；TK512 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2023-0618

文章編號：0254-0096（2024）08-0432-09

1. 能源高效清潔利用全國重點實驗室，杭州 310027；

2. 浙江大學(xué)嘉興研究院，嘉興 314031；

3. 浙江大學(xué)青山湖能源研究基地，杭州 311300；

4. 國網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，杭州 310014

0 引 言

以風(fēng)電、光伏為主的新能源存在間歇性和波動性問題［1］，給配電網(wǎng)帶來新的挑戰(zhàn)與機(jī)遇［2］。而太陽能熱發(fā)電技術(shù)由于具備大規(guī)模儲熱，使配電網(wǎng)具有穩(wěn)定、可調(diào)的輸出特性［3］。其中，塔式太陽能熱發(fā)電站應(yīng)用較為廣泛，其集熱/儲熱介質(zhì)是熔融鹽，因熔融鹽高溫分解的特性，其集熱/儲熱溫度限制在565 ℃［4-6］。而固體顆粒作為介質(zhì)時集熱/儲熱溫度可提高到750～800 ℃，甚至更高［7］，可進(jìn)一步提升太陽能光熱發(fā)電效率［8］，具有廣闊的發(fā)展?jié)摿Α?/p>

當(dāng)固體顆粒作為集熱/儲熱介質(zhì)時，顆粒在太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)內(nèi)流動時顆粒間以及顆粒與設(shè)備間的相互碰撞、摩擦、擠壓等引起顆粒磨損，最終導(dǎo)致顆粒流動性和集熱/儲熱效果下降，嚴(yán)重時產(chǎn)生的細(xì)小顆粒還會引起顆粒停滯，影響系統(tǒng)運行安全［9］。目前已有較多對顆粒磨損性能的研究測試。文獻(xiàn)［10-11］使用高速氣體加速預(yù)熱過的石灰石顆粒沖擊鋼靶，結(jié)果發(fā)現(xiàn)當(dāng)顆粒的沖擊速度超過閾值速度時，通常會分解成2～3個子粒子。Baumann等［12］使用一個蓋板與環(huán)形通道形成的旋轉(zhuǎn)裝置測試顆粒間的相對運動對磨損的影響，結(jié)果表明6種測試顆粒中氧化鋁材料的耐磨性能最佳， 且增加流道寬度有助于減輕磨損。肖剛等［13］根據(jù)ASTM-D5757標(biāo)準(zhǔn)方法，使用空氣噴射裝置研究了室溫下不同粒徑范圍的石灰石顆粒的流化磨損情況，采用疲勞累積損傷理論解釋顆粒磨損機(jī)理并建立磨損模型。

僅通過磨損性能測試設(shè)備測試，無法將顆粒強(qiáng)度和顆粒在太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)內(nèi)運行期間的性能建立正確的聯(lián)系。為了解系統(tǒng)運行經(jīng)濟(jì)性，需對顆粒在太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)內(nèi)運行時的顆粒群性能顆粒進(jìn)行更深入的研究。Bayon等［14］提出一種定量評估方法對多種太陽能熱發(fā)電站的成本進(jìn)行比較分析，結(jié)果表明輔助設(shè)備的能耗和原料成本是影響系統(tǒng)成本的最重要因素。劉方等［15］認(rèn)為載氧體顆粒的機(jī)械性能是限制化學(xué)循環(huán)技術(shù)經(jīng)濟(jì)性的一個主要不確定因素，為分析長期運行中磨損性能的變化，提議構(gòu)建一個數(shù)據(jù)庫提供更完整的顆粒參數(shù)，便于進(jìn)一步分析顆粒的磨損機(jī)制。

本文使用三腔磨損試驗臺測試鋁礬土顆粒耐磨性能，并通過建立粒徑分布演變模型獲取顆粒粒徑分布變化規(guī)律。利用EDEM軟件模擬顆粒在磨損測試設(shè)備中的運動狀況，對太陽能高溫顆粒熱發(fā)電系統(tǒng)各設(shè)備進(jìn)行單獨分析，以磨損耗散能量為聯(lián)系將磨損測試設(shè)備中獲取的顆粒磨損性能推廣到實際系統(tǒng)中，以期為系統(tǒng)長期經(jīng)濟(jì)性計算與運行策略提出提供支撐。

1 實驗與模擬方法

1.1 磨損性能測試

基于ASTM-D4058標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計制造如圖1所示的三腔磨損試驗臺，其圓筒主體由304不銹鋼制造，長度為152 mm，內(nèi)壁直徑為254 mm，平均壁厚為6 mm，擋板高度為51 mm。每次測試使用的顆粒達(dá)400 g，圓筒以60 r/min的恒定速率持續(xù)旋轉(zhuǎn)一段時間，顆粒在圓筒內(nèi)循環(huán)地受擋板推動至頂部位置發(fā)生墜落，記錄測試前后過相同目數(shù)篩網(wǎng)顆粒的剩余質(zhì)量，以前后顆粒質(zhì)量差計算顆粒耐磨性能。

使用三腔磨損試驗臺還可對顆粒進(jìn)行多組測試，獲取不同磨損時長的顆粒，使用LS 13 230型激光粒度分析儀獲取粒徑分布數(shù)據(jù)，為后續(xù)模型提供數(shù)據(jù)支持。

1.2 粒徑分布演變模型

本文參考文獻(xiàn)［16］提出的顆粒群碰撞平衡模型提出一種粒徑分布演變模型，其原理如圖2所示。

在該模型中，對于一組給定的初始顆粒，將顆粒按粒徑大小分為[M]個粒徑區(qū)間，圖2中區(qū)間[M]對應(yīng)著磨損測試中粒徑過小將被篩去的部分。磨損過程中，較大粒徑區(qū)間顆粒有幾率轉(zhuǎn)化為小粒徑區(qū)間的顆粒，因此對于不同粒徑區(qū)間的顆粒，每個運算周期（20 h）內(nèi)有：

1）區(qū)間1的顆粒質(zhì)量占比變化可表示為：

[dw1=-j=2Mk1jw1] （1）

2）中間區(qū)間的顆粒質(zhì)量占比變化可表示為：

[dwi=j=1i-1kjiwj-l=i+1Mkilwi] （2）

3）區(qū)間[M]的顆粒質(zhì)量占比變化可表示為：

[dwM=j=1M-1kjMwj] （3）

式中：[wi]——區(qū)間[i]顆粒的質(zhì)量占比；[kij]——區(qū)間[i]轉(zhuǎn)化為區(qū)間[j]的質(zhì)量轉(zhuǎn)化比例（[ilt;j]）。

假設(shè)顆粒是隨機(jī)轉(zhuǎn)化的，則[kij]只與轉(zhuǎn)化前顆粒的粒徑大小有關(guān)，這種情形下[kij]符合相等分布類型。實際磨損中顆粒轉(zhuǎn)化很可能不是隨機(jī)的，當(dāng)磨損機(jī)制中破碎（fragmentation）占主導(dǎo)時，顆粒斷裂為多個子顆粒，轉(zhuǎn)化為中間粒徑區(qū)間的顆粒比例更高，而表面磨損（abrasion）占主導(dǎo)時，顆粒表面突起、棱角被磨去，轉(zhuǎn)化為較大粒徑區(qū)間的比例更高 ［17］。據(jù)此本文提出其他幾種分布類型，如圖3所示。

1）相等分布：

[kij∶kij+1∶…∶kiM-1∶kiM=1∶1∶…∶1∶1] （4）

2）等差分布（遞減）：

[kij∶kij+1∶…∶kiM-1∶kiM=" " " " M-j+1∶M-j∶…∶2∶1] （5）

3）正態(tài)分布（[μ=1+1M-i+ds]）：

[f（x）=12πσe（x-μ）22σ2]

[kij∶kij+1∶…∶kiM-1∶kiM=" " " " "f2（j-i）M-i∶f2（j+1-i）M-i∶…∶f2（M-i）M-i] （6）

通過對[kij]符合不同分布類型下的模擬效果進(jìn)行比對，可判斷出顆粒更傾向于哪種分布類型以及更準(zhǔn)確地根據(jù)顆粒初始粒徑分布計算長期的粒徑分布變化。

1.3 EDEM模擬仿真

使用EDEM軟件對顆粒在圓筒內(nèi)部的運動過程進(jìn)行模擬，設(shè)置圓筒和擋板的尺寸與實驗裝置的完全相同，如圖4所示。模擬中顆粒設(shè)置為球形，質(zhì)量為5 g，其他參數(shù)設(shè)置如表1所示。顆粒接觸模型選擇以赫茲-麥德林模型（Hertz-Mindlin）為基礎(chǔ)，標(biāo)準(zhǔn)滾動摩擦模型（standard rolling frcition）以及相對磨損模型（relative wear）作為附加模型［18］。

接觸模型中接觸法向力為：

[Fn=43Yrδ3/2n] （7）

接觸切向力為：

[F1=-8Grδnδt] （8）

滾動摩擦力為：

[τ=-μFnrω] （9）

式中：[Y]——楊氏模量，Pa；[G]——剪切模量，Pa；[δn]——法向重疊量；[δt]——切向重疊量；[μr]——滾動摩擦系數(shù)；[ω]——接觸點處單位角速度矢量；[r]——顆粒半徑，mm。

接觸模型的選擇使模擬能復(fù)制顆粒的整體行為，同時可估算出實驗中作用于圓筒內(nèi)壁面以及擋板壁面上因顆粒沖擊、摩擦導(dǎo)致的累積耗散能量，以此對磨損程度進(jìn)行量化。

2 測試與模擬結(jié)果

2.1 顆粒磨損性能

本文的研究對象為鋁礬土惰性顆粒，具有較好的綜合性能［19］，其相關(guān)物理性質(zhì)如表2所示。

顆粒的磨損率表示顆粒磨損損失質(zhì)量與顆粒初始質(zhì)量的比值，表達(dá)式為：

[Ac=m0-mtm0×100%] （10）

顆粒的磨損速率表示單位時間內(nèi)顆粒磨損損失質(zhì)量與顆粒初始質(zhì)量的比值，表達(dá)式為：

[Ao=m0-mtm0t×100%] （11）

式中：[m0]——樣品初始質(zhì)量，g；[mt]——經(jīng)過[ t]時間測試后樣品的剩余質(zhì)量，g；[t]——磨損時間，h。

Gwyn等［20］提出一個時間相關(guān)的經(jīng)驗公式用以評估和計算磨損率：

[Ac=kptz] （12）

式中：[kp]和[z]——與顆粒材料磨損性能有關(guān)的常數(shù)，Gwyn認(rèn)為[z]值的大小與材料的磨損機(jī)制和抗磨性能相關(guān)，當(dāng)[z]趨于0時顆粒以表面磨損為主，當(dāng)[z]趨于1時顆粒以破碎為主。

使用三腔磨損試驗臺對鋁礬土惰性顆粒進(jìn)行120 h的磨損測試，結(jié)果如圖5所示。磨損速率從0.0435%/h（24 h）逐漸下降到0.0206%/h（120 h），120 h磨損率約2.5%。使用Gwyn經(jīng)驗公式對該惰性顆粒的磨損率進(jìn)行擬合，[R2]為0.9892，擬合效果良好。[kp]為0.15773，[z]為0.57074，說明表面磨損和破碎機(jī)制均起作用。

2.2 粒徑分布演變模型模擬差值

每間隔20 h獲取20～160 h磨損測試的顆粒樣品，進(jìn)行粒徑分布數(shù)據(jù)測試后按粒徑分為10個粒徑區(qū)間。分別代入符合不同分布類型的[kij]到式（1）～式（3），來計算初始顆粒經(jīng)不同磨損時長后的粒徑分布，并與實驗獲取的粒徑分布數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。使用式（13）判斷模擬效果：

[Sall=t=totni=1Mwi，t，exp-wi，t，cal2] （13）

式中：[wi，t，exp]——[t]時粒徑區(qū)間[i]顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)實驗值；[wi，t，cal]——[t]時粒徑區(qū)間[i]顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)計算值。

本文利用Matlab軟件，使用基于遺傳算法（genetic algorithm，GA）改進(jìn)的粒子群算法（particle swarm optimization，PSO）［21］來迭代計算[Sall]的最小值。[Sall]用于判斷粒徑分布演變整體上的準(zhǔn)確性，為了評價模型預(yù)測最小粒徑區(qū)間演變的準(zhǔn)確度，本文提出式（14），[SM]的值越小說明對將被篩掉的顆粒部分的預(yù)測越準(zhǔn)確，即對磨損率的預(yù)測越準(zhǔn)確。

[SM=t=totnAc，t，exp-wM，t，cal2] （14）

式中：[Ac，t，exp]——[ t]時顆粒的磨損率；[wM，t，cal]——[ t]時粒徑區(qū)間M顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)計算值。

模擬結(jié)果如圖6所示，[kij]符合等差分布類型時模擬效果較好，符合正態(tài)分布[σ=12，ds=4d或5d]類型時模擬效果進(jìn)一步改善，說明惰性顆粒在長期的磨損中破碎與表面磨損機(jī)制均起作用，與Gwyn公式擬合的結(jié)論相同。

2.3 EDEM模擬分析

EDEM模擬中1 s內(nèi)顆粒的運動軌跡流線如圖8所示，其中1～4號圖像顯示顆粒在重力作用下從頂部墜落，隨后與壁面碰撞；5～7號圖像顯示顆粒墜落到底部后并在摩擦力帶動下隨圓筒運動，隨后摩擦力逐漸不足以支持顆粒繼續(xù)向上，顆粒跌落直至與擋板發(fā)生碰撞；8號圖像顯示顆粒在擋板的推動下繼續(xù)運動，最終流線重合完成循環(huán)。觀察到顆粒實際運動存在相似的運動規(guī)律，即每秒內(nèi)顆粒均與圓筒壁面發(fā)生兩次沖擊和一段相對摩擦。

兩次沖擊引起的磨損損失體積量可由Ghadiri等［22］提出的公式進(jìn)行計算：

[Vimp=αρυ2impl4H1K2c] （15）

式中：[α]——比例因子；[ρ]——顆粒密度，g/cm3；[υimp]——顆粒的法向速度，m/s；[l]——顆粒線性尺寸，mm；[H1]——顆粒硬度；[Kc]——顆粒斷裂韌性。

相對位移摩擦引起的磨損損失體積量可由Archard等［23］提出的公式進(jìn)行計算：

[Vimp=k3·NLH2] （16）

式中：[k]——顆粒表面上的微凸體被剪斷形成細(xì)屑的概率；[N]——法向載荷，N；[L]——相對滑動距離，m；[H2]——較軟材料的硬度。

總磨損損失體積量為兩者之和：

[Vtotal=Vimp+Vfric] （17）

顆粒的磨損過程往往伴隨著能量的耗散，文獻(xiàn)［24-29］均表明及驗證了磨損體積和耗散能量之間存在線性關(guān)系的結(jié)論，即：

[V=KaE] （18）

式中：[V]——磨損損失體積量，cm3；[Ka]——描述單位能量耗散對應(yīng)的磨損體積的系數(shù)，其具體值取決于材料的物理性質(zhì)、磨損條件和試驗方法等因素；[E]——磨損時耗散的能量，J。

如圖9所示，EDEM模擬中單次循環(huán)5 g顆粒沖擊磨損耗散總能量[Eimp，test]為0.0094 J，相對位移摩擦磨損耗散總能量[Efric，test]為0.00083 J。同時，根據(jù)顆粒速度變化可計算出單次循環(huán)單顆粒磨損損失體積量為：

[Vimp，test=3.56αρl4H1K2c] （19）

[Vfric，test=0.03795mgk3H2] （20）

式中：[m]——單個顆粒的質(zhì)量。

根據(jù)式（18）可獲取磨損測試設(shè)備中耗散能量與磨損損失體積量間的相對關(guān)系。

3 系統(tǒng)運行磨損特性分析

3.1 系統(tǒng)各設(shè)備磨損損失體積量

為使磨損測試設(shè)備中獲取的顆粒磨損特性適用于太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中，本文對磨損轉(zhuǎn)換系數(shù)[R]進(jìn)行定義，其意義為顆粒在太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)循環(huán)運行一周的磨損相當(dāng)于在三腔磨損試驗臺內(nèi)運行[R]h的。為計算該值，本文進(jìn)行一些簡化：僅計算機(jī)械磨損部分；不考慮顆粒間的相互作用；系統(tǒng)與磨損試驗臺的制造材料相同，[Ka]視為相等。[R]的計算式為：

[R=Vtotal，systemVtotal，test=Etotal，systemEtotal，test] （21）

式中：[Vtotal，system]和[Etotal，system]——顆粒在太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中循環(huán)運行一周的磨損損失體積量和累積能量耗散，J；[Vtotal，test]和[Etotal，test]——顆粒在三腔磨損試驗臺內(nèi)測試1 h的磨損損失體積量和累積能量耗散，J。

本文以100 kW太陽能高溫顆粒熱發(fā)電系統(tǒng)為例建模計算，系統(tǒng)內(nèi)顆粒流經(jīng)設(shè)備如圖10所示，各設(shè)備的尺寸參考浙江大學(xué)青山湖能源研發(fā)基地塔式太陽能綜合試驗平臺。

顆粒在各設(shè)備中流動時發(fā)生的磨損按類型也可分為沖擊磨損和相對位移摩擦磨損，計算磨損損失體積量時，設(shè)備及其與下個設(shè)備間的連通管路視為一組，選取單個顆粒為研究對象對各設(shè)備連續(xù)的流動過程拆解計算。

1）滑動床式吸熱器［30-31］

顆粒在滑動床式吸熱器內(nèi)的主要沖擊磨損發(fā)生在顆粒從提升機(jī)出口管道和斜板末端流出與顆粒層發(fā)生撞擊以及與吸熱器出口管道拐角沖擊時；主要相對位移摩擦行為發(fā)生在顆粒在斜板上流動和在吸熱器出口管道內(nèi)滑動時。

2）熱罐［32-33］

顆粒在熱罐內(nèi)的主要沖擊磨損發(fā)生在顆粒從吸熱器出口管道流出與顆粒層發(fā)生撞擊以及與熱罐出口管道拐角沖擊時；主要相對位移摩擦行為發(fā)生在顆粒沿流道流動和在熱罐出口管道內(nèi)滑動時。

3）移動床式換熱器［34-35］

顆粒在移動床式換熱器內(nèi)的主要沖擊磨損發(fā)生在顆粒從熱罐出口管道流出與顆粒層發(fā)生撞擊以及與換熱器出口管道拐角沖擊時；主要相對位移摩擦行為發(fā)生在顆粒沿床層流動和在換熱器出口管道內(nèi)滑動時。

4）冷罐

顆粒在冷罐中的運動過程與熱罐相似，本文將其磨損損失體積量取為與熱罐相同。

5）箕斗式提升機(jī)［36］

顆粒在箕斗式提升機(jī)內(nèi)的主要沖擊磨損發(fā)生在顆粒從冷罐出口管道流出與顆粒層發(fā)生撞擊，與轉(zhuǎn)動的吊斗撞擊以及與提升機(jī)出口管道拐角沖擊時；主要相對位移摩擦行為發(fā)生在顆粒在提升機(jī)出口管道內(nèi)滑動時。

單個顆粒在各設(shè)備內(nèi)的相對位移摩擦磨損損失體積為：

[Vfric，equipment=mgk3H2L1cosθ1+L2cosθ2+…+Ltubecosθtube]

（22）

式中：[L1]——第1段流動相對位移距離，m；[θ1]——豎直方向與流動方向法向夾角，度；[L2]——第2段流動相對位移距離，m；[θ2]——豎直方向與流動方向法向夾角，度；[Ltube]——出口管道的長度，m；[θtube]——管道角度，（ °）。

單個顆粒在各設(shè)備內(nèi)的沖擊磨損損失體積為：

[Vimp，equipment=ααρl4H1K2cv21+v22+…] （23）

式中：[v1]——顆粒第1次沖擊時速度在受沖擊表面上的法向分量；[v2]——顆粒第2次沖擊時速度在受沖擊表面上的法向分量，顆粒的沖擊速度通過顆粒出口速度大小和方向以及各設(shè)備之間的高度差確定。

經(jīng)計算，各設(shè)備磨損損失體積量如表3所示。

3.2 磨損轉(zhuǎn)換系數(shù)計算

單個顆粒在100 kW系統(tǒng)中循環(huán)運行一周的累積磨損體積量為表3所示各設(shè)備的累加：

[Vimp，system=75.12αρl4H1K2c] （24）

[Vfric，system=10.10mgk3H2] （25）

根據(jù)式（10），5 g顆粒對應(yīng)的累積耗散能量可通過式（26）～式（28）計算。

[Eimp，system=Vimp，systemVimp，test?Eimp，test=0.1984 J] （26）

[Efric，system=Vfric，systemVfric，test?Efric，test=0.2208 J] （27）

[Etotal，system=Eimp，system+Efric，system=0.4192 J] （28）

5 g顆粒在三腔磨損設(shè)備內(nèi)循環(huán)1 h累積磨損耗散能量為：

[Etotal，test，1h=（Eimp，test+Efric，test）?3600 s/h=0.05338 J] （29）

該系統(tǒng)的磨損轉(zhuǎn)換系數(shù)[R]為：

[R100 kwe=Vtotal，systemVtotal，test=Etotal，systemEtotal，test，1h=0.0114] （30）

即顆粒在系統(tǒng)內(nèi)循環(huán)一周的磨損相當(dāng)于在三腔磨損試驗臺中運行0.0114 h。

3.3 系統(tǒng)運行策略提出

結(jié)合式（1）、式（12）、式（30），顆粒在100 kW太陽能光熱發(fā)電系統(tǒng)內(nèi)的磨損率和粒徑區(qū)間質(zhì)量分布占比變化分別為：

[Ac=kp（R100 kWeT）z=0.157730.0114T0.57074] （31）

[dwi=j=1i-1kjiwj-l=i+1Mkilwi?0.0114T20] （32）

式中：[T]——顆粒于系統(tǒng)內(nèi)的循環(huán)次數(shù)。

針對顆粒運行時磨損產(chǎn)生的細(xì)小顆粒降低流動性問題，本文提出系統(tǒng)篩分補料運行策略：通過在冷罐后加裝風(fēng)篩設(shè)備，定期對顆粒進(jìn)行篩分去除細(xì)小顆粒以保持流動性穩(wěn)定，并補充相應(yīng)質(zhì)量的新顆粒以保持總體儲熱能力穩(wěn)定。系統(tǒng)篩分補料策略流程如圖11所示。

該模型中假設(shè)系統(tǒng)一年365天不間斷運行，每天循環(huán)運行2次，顆粒總量2 t，且磨損率和顆粒粒徑分別按式（31）和式（32）計算，篩分時磨損部分全部篩去，補料時補充對應(yīng)質(zhì)量顆粒。

所提策略下年補料量和總補料量如圖12所示，隨著運行年數(shù)的增加年補料量逐漸下降，2 t運行顆粒25 a累積補料量為67 kg，補料率為3.35%。該策略下顆粒粒徑分布的變化如圖13所示，使用該策略后小粒徑區(qū)間的顆粒占比減少，整體粒徑分布更集中，有效提高顆粒流動性［9］，該策略達(dá)到預(yù)期效果。

4 結(jié) 論

本文使用三腔磨損試驗臺測試和搭建粒徑分布變化模型獲取顆粒的磨損特性，并提出一種方法用以將磨損測試設(shè)備中獲取的磨損特性推廣到實際太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中，主要得出如下結(jié)論：

1）使用三腔磨損試驗臺獲取顆粒耐磨性能和粒徑分布變化規(guī)律。鋁礬土惰性顆粒120 h磨損率約2.5%，且轉(zhuǎn)化比例符合正態(tài)分布[σ=12，ds=4d或5d]時粒徑分布的模擬效果最好。Gwyn公式擬合[z]值與轉(zhuǎn)化分布類型均顯示在長期磨損過程中，破碎與表面磨損機(jī)制均起作用。

2）提出磨損轉(zhuǎn)換系數(shù)，引入磨損耗散能量作為中間量計算得鋁礬土惰性顆粒在100 kW太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)內(nèi)循環(huán)一周的磨損相當(dāng)于在三腔磨損試驗臺中運行0.0114 h。

3）提出系統(tǒng)篩分補料策略，該策略下100 kW太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)運行25 a累積補料率為3.35%。

4）本文在計算磨損轉(zhuǎn)換系數(shù)時的假設(shè)影響了其值的正確性，若同時考慮熱力磨損、化學(xué)磨損和機(jī)械磨損以及顆粒間作用力，并對顆粒流動過程進(jìn)一步細(xì)分將有助于提高推廣的準(zhǔn)確性和適用性。

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STUDY ON ATTRITION CHARACTERISTICS OF PARTICLES

SUITABLE FOR NEXT GENERATION SOLAR THERMAL

POWER GENERATION SYSTEM

Chen Dong1-3，Lyu Hongkun4，Ding Liwei4，Lai Zhenya4，Xiao Gang1-3，Zhu Peiwang1-3

（1. State Key Laboratory of Clean Energy Utilization， Hangzhou 310027， China；

2. Jiaxing Research Institute of Zhejiang University， Jiaxing 314031， China；

3. Qingshanhu Energy Research Center Zhejiang University， Hangzhou 311300， China；

4. State Grid Zhejiang Electric Power Corporation Research Institute， Hangzhou 310014， China）

Abstract：Solid particles have emerged as a promising new heat transfer and storage medium for solar thermal power generation， offering the potential to improve efficiency. Using bauxite inert particles as the research object， a three-chamber attrition test rig was used to obtain the particle attrition resistance and particle size distribution variation rules. The particles experienced a mass loss of approximately 2.5% after 120 hours， and the most effective simulation was achieved when the mass exchange ratio in the particle size distribution evolution model was in accordance with a normal distribution （[σ=1/2，ds=4d]）. To extend these findings to the solar thermal power system， an attrition conversion coefficient was proposed using attrition dissipation energy as an intermediate quantity. Using a 100 kWe system as an example， it’s calculated that one cycle of bauxite inert particles between the system devices is equivalent to 0.0114 hours of operation in a three-chamber attrition test rig. These findings offer valuable insights for the calculation of long-term system economics and the development of operating strategies.

Keywords：solar thermal power generation system； attrition characteristics； thermal storage particle； size distribution； inert solid particles； operation strategy