CN101978224B - 具有玻璃陶瓷中央管的太阳热能收集装置 - Google Patents

Abstract

一种太阳热能收集装置，该装置包括：由玻璃陶瓷材料形成的中央管(102)，以及由相对于该中央管(102)同轴设置的玻璃材料形成的外管(104)，从而在其间形成一定体积(106)。

Description

具有玻璃陶瓷中央管的太阳热能收集装置

相关申请交叉引用

本申请要求2008年2月20日提交的美国申请第61/066375号的优先权，该在先申请通过参考结合于此。

发明领域

本发明涉及太阳热能收集装置(HCE)，该装置是一种用于太阳热能应用的管状辐射吸收装置。

技术背景

在其他应用中HCE可以用于太阳能设备的抛物线形槽收集器中。参见图1的常规热收集结构，该结构包括多个HCE 10，图中成对显示了一对10A、10B。各HCE10包括中央管12，以及围绕中央管12的玻璃管状夹套(外管)14，从而在其间形成圆柱形空间(具有环形截面)16。太阳辐射经由抛物面循迹反光镜(未显示)汇聚，并聚焦在HCE 10上，转化成热量。常规HCE 10长约4米，热收集结构的总长度基于结合在一起的HCE的数量。收集的热量经由流过HCE 10的中央管12的导热介质传导出去，直接用作工艺热或者转化成电能。

中央(或内)管12通常是不锈钢，并涂覆有干涉涂层，该涂层设计用于：(1)吸收太阳辐射，(2)用作红外镜，和(3)在最高操作温度下具有低发射率。外管14通常由硼硅酸盐玻璃形成。钢内管12和玻璃外管14使用波纹管18连接，以补偿玻璃和钢之间的热膨胀不匹配。玻璃外管14通过玻璃-金属密封技术与波纹管18结合，波纹管18焊接在钢管12上。波纹管18提供玻璃-金属过渡元件，该元件允许钢管12和玻璃管14之间发生纵向移动，以补偿它们之间的热膨胀不匹配。

将玻璃管14和钢管12之间的空间抽空至约10^-4托，以最大程度降低辐射热损失。常规HCE设计在钢管12中采用有机传热流体(HTF)。典型的HTF包括Therminol^TM VP-1或Dowtherm A，都是约75％二苯醚和25％联苯的混合物。

使用合成油作为HTF的常规HCE 10对于太阳能发电的操作温度约为300-400℃(最高750°F)。在400℃的最高操作温度下，玻璃管14升温至约100℃。对于使用合成油作为HTF的管，要符合品质控制和可靠性要求，HCE必须能在25-30年的周期内能够进行从低于0℃至400℃的循环。

由于合成油HTF的老化降解产生的游离氢扩散通过钢管12并影响到圆柱形空间16内的真空。渗透速率和油降解速率随操作温度升高而增大。氢气具有非常高的热导率，因此氢气泄漏到空间16中产生明显的热损失，并导致真空度降低。

考虑使用过饱和的蒸汽和熔盐作为HTF，来减轻氢扩散问题。使用过饱和的蒸汽作为HTF的考虑是，与合成油采用的压力相比，要求更高的压力，因此需要增大钢管12的重量。另外，采用过饱和蒸汽的设计还必须对闪蒸蒸汽、凝聚、安全预防(即，场地中的管破裂)等进行处置。对使用熔盐作为HTF的主要考虑问题是结冰(或盐凝固)和腐蚀。

因此，已经开发了常规涂覆技术来解决氢扩散问题。例如，使用不锈钢管上的原生(native)热氧化物和氧化铝来减轻氢渗透问题。除了解决氢扩散问题以外，常规钢中央管12还通常在其外表面上包括许多涂层，以实现若干功能，即：(i)促进太阳辐射的吸收；(ii)促进太阳辐射在红外光谱中的反射；(iii)促进低发射率；和(iv)用作氢阻挡层。例如，典型的涂层结构包括(从最内层至最外层)：沉积在原生氧化物上的约25纳米厚度的Al₂O₃氢阻挡层；约150纳米的Mo红外镜；约70-100纳米的金属陶瓷(陶瓷金属，Mo-Al₂O₃)可见光吸收层；以及约1/4波长厚度的SiO₂或Al₂O₃减反射层。

除了对钢管12进行涂覆以外，还在空间16中引入吸气材料，以除去氢。吸气材料与氢气结合或反应，有助于保持真空。当吸气材料的容量饱和时，空间16中的压力再次升高，直至空间16中游离氢的分压与HTF中溶解的氢达到平衡。在已知吸收管中，空间16中氢的平衡压力为0.3-3毫巴。

常规HCE设计存在一些问题，包括：波纹管机件的复杂性较高(以及相关的部件和组装成本)，通过波纹管机件的热损失(可能高达10％)，上述热膨胀不匹配和相关的温度不稳定，以上讨论的氢渗透性问题，采用熔盐HTF时的腐蚀问题，复杂和高成本的涂覆技术，较高的重量等。

因此，本领域中需要能减轻或消除以上一个或多个问题的新的HCE机制。

发明概述

根据本发明的一种或多种实施方式，一种太阳热能收集装置包括：由玻璃-陶瓷材料形成的中央管；由相对于该中央管同轴设置的由玻璃材料形成的外管，在其间形成一定体积。外管的对应端部与中央管结合。

外管的对应端部可以与中央管结合，而不采用金属波纹管之类的挠性连接。作为补充或者替换，外管的对应端部可以直接与中央管熔接。

外管的操作温度范围的极限可以低于中央管的操作温度范围极限。外管和中央管的对应的热膨胀系数(CTE)可以选择，从而使外管和中央管的对应的纵向膨胀基本相互匹配(即，使得外管和中央管之间的接合或熔接不会在热循环时表现出过早失效)。例如，外管的CTE可以比中央管的CTE小约2-6倍。

由于热膨胀差别以及外管较低的操作温度极限的原因，要使在玻璃与陶瓷密封的连接处产生的应力减小，可能要求在内管和外管之间使用玻璃环(由中间膨胀和操作温度的玻璃形成)或分阶密封(graded seal)。

太阳热能收集装置还可包括设置在外管和中央管之间区域中的吸气材料。吸气材料有约1-40克，例如小于40克，小于20克，小于5克，和/或约1克。

中央管可以是至少部分透明的，在其内表面上包括太阳能吸收涂层。可以在中央管的外表面上设置红外镜面涂层。可以在该红外镜面涂层上设置减反射涂层。

或者，中央管可以具有深色不透明颜料。在这种情况下，中央管无需在其外表面上包括太阳能吸收涂层。可以在中央管的外表面上设置红外镜面涂层。可以在该红外镜面涂层上设置减反射涂层。

或者，中央管可以由浅色不透明颜料制成。可以在中央管的外表面上设置红外镜面涂层。可以在该红外镜面涂层上设置太阳能吸收涂层。可以在太阳能吸收涂层上设置减反射涂层。

中央管的壁厚度取决于HTF的操作压力，可以等于或小于5毫米，例如厚度小于4毫米，例如厚度约为3-3.5毫米。

通过本文所述并结合附图，对于本领域普通技术人员而言，本发明的其他方面、特性和优点将是显而易见的。

附图简要描述

为了说明的目的，附图中显示了优选的形式，但是应该理解，本发明并不限于所显示的确切设置和手段。

图1是根据现有技术的通过波纹管结构结合在一起的一对热量收集装置的侧视图；

图2是根据本发明一个或多个方面的采用玻璃-陶瓷中央管的热量收集装置的侧视图；

图3是根据本发明另外一个或多个方面的不采用波纹管结构而结合在一起的一对热量收集装置的侧视图；

图4是显示70毫米OD钢中央管要求的壁厚度与压力的关系图；

图5是根据本发明另外一个或多个方面的采用玻璃陶瓷中央管和选择性涂层的热量收集装置的侧视截面图；

图6是根据本发明另外一个或多个方面的采用玻璃陶瓷中央管和选择性涂层的另一种热量收集装置设计的侧视截面图；和

图7是根据本发明另外一个或多个方面的采用玻璃陶瓷中央管和选择性涂层的另一种热量收集装置设计的侧视截面图。

发明详述

参见附图，其中类似的附图标记表示类似的元件，如图2中所示，太阳热能收集装置(HCE)100包括由玻璃陶瓷材料形成的中央管102，以及由玻璃材料形成的外管104。外管104相对于中央管102同轴设置，在其间形成体积106。中央管102和外管104的构形优选是圆柱形的，从而形成圆柱形空间106(具有环形截面)。

在本发明HCE 100与现有技术HCE之间的区别中，包括使用由玻璃陶瓷材料形成的中央管102，而非不锈钢。外管104可以由合适的玻璃形成，例如可以从康宁公司(Corning Incorporated)获得的硼硅酸盐玻璃形成。这种结构的优点包括：较少的部件数量和简化的组件；大大降低的氢渗透率；数量减少的吸气剂(或者不需要使用吸气剂)；对于熔盐传热流体(HTF)应用的耐腐蚀性；较低的重量；提高的热稳定性(例如在高温下操作时减至最低的弯曲)；简化的涂层结构；和减少的热量损失。以下将讨论这些优点，以及/或者这些优点将通过以下讨论变得更清晰。

在进一步讨论本发明实施方式的细节之前，先回顾一下HCE 100的一些基本结构和操作特性。将外管104和中央管102之间的空间106抽真空至约10^-4托，以使辐射热损失降至最低。使传热流体(HTF)流过中央管102，传导收集的热量供进一步使用。HTF可选自油如Therminol^TM VP-1，蒸汽，熔盐等。根据HTF，内管102的操作温度范围约为300-520℃，外管104的操作温度可以为100℃。

注意，对HCE 100的外管104到中央管102的对应的端部连接110A、110B进行设计，使得外管104的对应端部直接或间接地与中央管102连接。在外管104与中央管102直接熔接的情况中，将对应的材料升温，以实现熔融材料的熔合。这种连接方式不论是直接还是间接的连接都有利地避免使用温度膨胀补偿机制，例如现有技术结构中的波纹管18。这样减少了部件数量并简化了组装过程。

不采用温度膨胀补偿机制使得与外管104和中央管102的热膨胀系数(CTE)相关的设计考虑因素变得更为重要。在熔接材料(如玻璃和/或玻璃陶瓷)方面，常规考虑是确保CTE匹配。但是对于制造HCE 100而言，使CTE匹配可能并非可以接受的，因为外管104和中央管102在操作中加热到不同的温度。外管104的操作温度范围极限低于中央管102的操作温度范围极限。根据HCE 100的特定设计，外管104的操作温度范围可以是从低于0℃到约100℃。中央管102的操作温度范围取决于使用中的特定HTF(如Therminol^TM VP-1、蒸汽、熔盐等)，其范围可以是从低于约0℃到约520℃(对于使用熔盐作为HTF)。如果连接处的操作温度极限高于外管104的操作温度极限，或者如果连接处的操作温度极限或者足以导致连接处中产生有害的应力，则玻璃-陶瓷连接可能要求使用阶梯密封或玻璃环(具有中间膨胀和操作温度)。

外管104和中央管102的对应CTE的有利组合使得这两种管在它们的操作温度极限内产生基本相同的维度变化。根据本发明一个或多个方面，对外管104和中央管102的对应热膨胀系数(CTE)进行选择，使得外管104和中央管102的对应纵向膨胀基本彼此匹配。因此，外管104的CTE可以比中央管102的CTE小约2-6倍，例如小约5倍。因此，如果例如外管104在超过100℃的温度范围操作，中央管102在超过500℃的温度范围操作，则中央管102的CTE应当比外管104的CTE小约5倍。若外管由CTE为3.3ppm/℃的制成，则中央管102应当由CTE约为0.66ppm/℃的玻璃陶瓷形成。可以对各种玻璃陶瓷材料(如康宁公司(Corning)的

和/或Schott公司的

)的CTE进行定制，使其非常低或甚至为负值，以符合HCE 100的CTE设计要求。例如，中央管的CTE可以小于约4ppm/℃。

HCE 100的长度可以是任何实际量级，约4米的长度是合适的。热量收集结构的总长度基于结合在一起的HCE 100的数量。可以将大约3个各自长度约为4米的HCE 100直接焊接在一起，形成一个长12米的段。进行这种连接时无需使用挠性软管连接件。因此，采用玻璃陶瓷中央管102的优点之一在于，可以形成长得多的段，例如，在无需挠性软管连接件的情况下将大约6-9个HCE 100连接在一起。这与采用钢中央管的现有技术设计形成对比，现有技术需要使用高成本的挠性软管连接件将12米长的段与另一个12米长的段连接。其原因在于，该12米组件(具有钢管结构)在对应HCE的操作温度范围内热膨胀超过3英寸。玻璃陶瓷中央管102的CTE可以比钢管的CTE小约10倍以上。

如图3所示，HCE 100A的端部110B与HCE 100B的端部110A结合。这可以使用与对应HCE 100A、100B的中央管102结合的金属轴环112A、112B实现。金属轴环112A、112B可以由任何合适的材料形成，例如低碳奥氏体钢。金属轴环112A、112B与中央管102的玻璃陶瓷材料的结合可以使用已知方法实现，例如在Donald，I.W.的“玻璃-金属与玻璃陶瓷-金属密封和涂层的制备、性质和化学(Preparation，properties and chemistry of glass-and glass-ceramic-to-metal seals andcoatings)”Journal of Materials Science(材料科学)，第28卷，第2841-2886页(1993)中讨论的方法。在场地中进行组装的过程中，可以通过将金属轴环112A、112B焊接在一起，将HCE 100A、100B彼此结合。

可以经由抛物面循迹反光镜(未显示)将太阳辐射汇聚并聚焦到多个HCE 100上，并转化成热能。合适的抛物面循迹反光镜技术是本领域中众所周知的。经由流过HCE 100中央管102的导热介质HTF将收集的热能传导出去，可以直接作为工艺热能使用或者转化成电能。

以下讨论本发明实施方式的其他细节情况。用于CSP设备的中央管102的设计部分基于：用于动力管路的ASME B31.1规范(限定用于中央管102的维度和材料要求)；达到对抛物面镜聚焦线的最高效率和公差(tolerance)的槽(trough)的光学设计；以及材料选择，其由以下因素确定：(i)中央管102与HTF的相容性；(ii)最大程度减小通过中央管102的氢渗透；和(iii)需要在不进行退火的条件下将对应的HCE 100焊接在一起。

一般来说，中央管102的壁厚度通过承压和材料的梁弯曲(beam bending)特性确立。ASME B31.1规范使用以下等式计算管的最大工作压力：

$t=\frac{P\·D}{2\·S+2\·\mathrm{yP}}$

其中t是要求的最小壁厚度，P是允许的最大工作压力，D是外径，S是在材料金属设计温度下的允许应力值，y是在0.4和0.7之间变化的温度依赖性参数。对于高温条件，应使用y＝0.4。

在现有技术的设计中，中央管的材料是钢，在600psi条件下的最高工作温度是400℃，钢管12必须具有至少为10000psi的允许应力(或者400℃时的屈服强度为15000psi)。根据现有技术的设计，已经接受以下维度参数：OD＝70毫米，壁厚度＝2毫米(对于HTF是Therminol^TM VP-1的情况)，长度＝4060毫米，允许的最大工作压力＝600psi(在400℃时)。该材料规格基于焊接管路的A-249标准。如以下所讨论获得以上参数。

ASME规范公布了各种类型钢随温度变化的允许应力。根据ASME B31.1，通过在以下参数中选择最低的参数，还可以计算现有技术的中央管12在不依赖于时间的范围内的允许金属应力：(1)操作温度下的最小屈服强度除以1.5；(2)最小拉伸强度除以3.5；(3)操作温度下的拉伸强度乘以1.1，然后除以3.5；以及(4)室温下的最小屈服强度除以1.5。

参见图4，还可以采用环向应力计算钢管12的壁厚度，得到与以上ASME B31.1等式类似的结果。在图4中，将70毫米OD钢管的要求的壁厚度相对于压力作图，其中允许的应力(S)采用ASME B31.1爆破压力等式和环向应力等式计算。曲线A对应于ASME B31.1，y＝4且S＝10000psi；曲线B对应于ASME B31.1，y＝0.4且S＝12000psi；曲线C对应于ASME B31.1，y＝0.4且S＝15000psi；曲线D对应于环向应力，S＝1000psi；曲线E对应于环向应力，S＝10000psi；以及曲线F对应于环向应力，S＝15000psi。

温度和压力值由HTF决定。对于Therminol^TM VP-1，操作温度为400℃，最大工作压力为600psi，在S＝10000-12000psi条件下70毫米钢管的壁厚度为2毫米。对于蒸汽，操作温度为480-500℃，最大工作压力为900-3000psi，在S＝10000psi条件下70毫米钢管的壁厚度为3-10毫米，在S＝12000psi条件下70毫米钢管的壁厚度为2.5-8毫米。对于熔盐，操作温度为500-520℃，最大工作压力为150psi，70毫米钢管在S-10000-12000psi条件下的壁厚度为2.5-3毫米。对于熔盐，壁厚度受弯曲要求的影响大于其受爆破压力的影响，因为爆破压力非常低，而该管会因为高操作温度发生弯曲(参见表1)。

有许多不锈钢符合400-500℃温度下的允许应力要求，在该温度条件下，HCE与不同HTF一起使用。但是，对低焊接应力和最大程度减小氢渗透率的要求需要使用低碳钢，所谓L钢。因为在约400℃以上，弹性模量和屈服强度迅速劣化，只有极少数的L钢被鉴别为温度超过450℃的钢。但是，潜在的钢的选择包括：TP316LN(16Cr-12Ni-2Mo-N)，其在400℃时的允许应力为12000psi，在500℃时的允许应力为11000psi；TP310MoLN(25Cr-22Ni-2Mo-N)，其在400℃时的允许应力为16000psi，在482℃时的允许应力为15000psi(482℃是这种钢的最高操作温度)；以及TP317L(18Cr-13N-3Mo)，其没有管路形式的应力数据，但是为板形时，其允许应力和最高操作温度与TP310MoLN的相同。

对于玻璃陶瓷，20000psi的允许应力在本领域中是可以接受的。

中央管的壁厚度还由结构刚度要求决定，可以采用梁弯曲计算来估计结构刚度。表1显示不锈钢的弹性模量随着常规管设计所用的温度以及该管中央处的最大挠曲和应力而变化的关系。虽然可以根据本发明使用多种具有高强度和温度评级的玻璃陶瓷材料，但是为了进行比较，选择康宁公司的

9606玻璃陶瓷作为例子，来估计要在中央管102的中央处获得与现有技术的不锈钢管相同的挠曲所需要的壁厚度。长期使用时，

9606玻璃陶瓷的最高操作温度为680℃，报告的弹性模量从92千兆帕(GPa)(如表中所用)变化到122千兆帕(几乎不依赖于测试温度)。

表1显示采用类似于9606玻璃陶瓷或Schott公司的的材料制成的玻璃陶瓷管要求壁厚度约为3-3.5毫米，以确保结构刚度在400-500℃条件下能与钢管相当。表1还显示玻璃陶瓷中央管102产生比钢管明显更低的重量(钢管和玻璃陶瓷管的壁厚度为5毫米)，使得可以采用成本较低的跟踪系统。对于高压直接蒸汽产生而言，这个优点尤为显著，高压直接蒸汽产生要求等同的钢管具有4-6毫米的壁厚度。如“*”所指示，在500℃条件下，即使在对结构厚度产生低压的情况下，也需要将这些钢管的壁厚度增大到至少为2.5毫米。

表1.梁弯曲计算。数据假设管中充满密度为1.06克/立方厘米的流体(如)。

考虑以上讨论，中央管106的壁厚度可小于或等于5毫米，例如厚度约为3-3.5毫米。

对于脆性材料，例如玻璃陶瓷，考虑连续负荷条件下的预期寿命时，裂纹缓慢扩展是一个重要的参数。以下讨论涉及玻璃陶瓷中央管102中表面精加工的重要性。事实上，恒定负荷条件下的裂纹缓慢扩散似乎是主要的失效模式。由于使用管路几何结构时没有获得测试数据，所以对失效时间的估计基于公布的对玻璃陶瓷平坦样品的数据。据报告，用过程230研磨至270金刚石粒度且厚度为6毫米的玻璃陶瓷样品在施加恒定应力5.5兆帕(798psi)的条件下，在O.001失效概率情况下，寿命为737000年。经过机加工的

9606玻璃陶瓷样品和经过化学蚀刻(表面强化)的9606玻璃陶瓷样品(厚度各为2.5毫米)都已经过测试并报告了数据。经过机加工的样品的Weibull模量为9-19，正如对于具有粗糙表面脆性材料所预期的，具有宽的裂纹尺寸分布。据报告，通过化学蚀刻进行表面强化的样品具有40-50的高得多的Weibull模量，原因在于，裂纹的尺寸分布较窄，蚀刻过程使表面复原。已经采用以下等式报告了由裂纹缓慢扩展导致的预期的失效时间：

$t_f=24.3897{\left(\exp (0.02\·\ln \left(\ln \left(\frac{1}{1-F}\right)\right)+5.7082\right)}^{19.45}{\mathrm{\σ}}^{-21.45}$

其中F是失效概率，σ是施加的应力。在该研究中报告的施加应力的作用下(即，管路中的流体压力最高为3000psi或10兆帕)，玻璃陶瓷的失效时间基本是无限的。在Choi，S.R.，Gyekenyesi，J.P.的“Pyroceram玻璃陶瓷的机械测试结果(Results of mechanical testing of Pyroceram glass-ceramic)”NASA/TM2003-212487中进一步讨论了以上信息。对于玻璃陶瓷的许多其他研究也支持具有优良和一致的表面精加工的高强度。

玻璃陶瓷中央管102的热导率约为1.5-3.5瓦/(米-开)，低于不锈钢的热导率(14.6瓦/(米-开))。由于中央管102(玻璃陶瓷)的壁厚度只有几毫米，所以可以假设能迅速达到稳态温度。因此，玻璃陶瓷的较低的热导率不会对向管102中的HTF的传热产生显著影响，尤其是在使用非透明性玻璃陶瓷材料时。若使用透明的玻璃陶瓷材料来形成中央管102，则太阳辐射光谱在其到达中央管102的内壁之前可能尚不能有效转化成热量，而在其到达中央管102的内壁之后，应当发生非常高效的传热。

注意到在本发明中取消了波纹管18，显著减小了通过导热金属部件产生热损失的潜在的表面积。结果是，消除了在常规HCE设计中产生的10％的潜在热损失。还应当注意，在本发明中取消了波纹管18，显著降低了热量收集装置的成本。

如本说明书背景部分中讨论的，使用一些HTF如

VP-1的一个主要考虑因素是油降解和氢扩散进真空空间106中。使用蒸汽作为HTF时，还要考虑氢渗透的问题。HTF老化降解产生的游离氢可能会扩散通过中央管102，并影响到圆柱形空间106内的真空。渗透速率随着操作温度升高而增大。氢气具有非常高的热导率，因此有任何氢泄漏到空间106中都会产生很大的热量损失，并使真空度降低。

对于具有低碳和fcc结构的奥氏体钢，氢在钢中的扩散性最低。在300-600℃的温度下，304L和316不锈钢的扩散常数分别为2.1×10^-3平方厘米/秒至1.74×10^-2平方厘米/秒，活化能为46和52.8千焦/摩尔。H₂渗透率依赖于压力。对于合成HTF中的H₂压力，当估计的压力范围为1×10^-4至0.03兆帕且温度范围为373-623开时，奥氏体合金中的H₂渗透率估计为5.35×10^-5摩尔H₂/(米-秒-兆帕^1/2)，活化能为56.1千焦/摩尔。在这些条件下，不锈钢的H₂溶解度为266摩尔H₂/(米-秒-兆帕^1/2)。

玻璃陶瓷是一种最好的氢阻挡层。对氢在单独玻璃中的渗透的研究已经报告为10^-7-10^-8平方厘米/秒量级的扩散常数，比不锈钢的量级小约4-6个量级。氢在玻璃中具有高溶解度，这也限制了其从玻璃陶瓷管向外渗透。对于玻璃或玻璃陶瓷材料，渗透速率是氢溶解度和氢扩散常数的乘积，而对于钢，其表面条件也起到重要作用(例如，氧化的表面能降低渗透率至比原始钢表面小若干量级)。

在本领域中已经采用用于H₂渗透通过薄膜的等式研究并报告了氢渗透通过钢和玻璃管。对氢渗透通过钢采用以下等式：

对氢渗透玻璃陶瓷采用以下等式：

其中n_H2是氢进入环面的速率(摩尔H₂/秒)，q_H2是氢进入环面的速率(立方厘米(STP)/秒)，面积_ss是可以用于渗透的吸收剂的表面积(对于ID＝0.066米的长4.06米的管路为0.8418平方米)，Φ(T)和K(T)分别是不锈钢和玻璃的渗透速率，单位如表2中所示(由Arhenius关系采用绝对温度下的渗透速率和活化能计算)，p_H2，HTF是估计的HTF中的氢蒸气压，p_H2，环面是环面中的氢压力(10^-4托，在表2中取零)，厚度_ss是管的壁厚度。采用理想气体定律将n_H2和q_H2转化成升-托H₂/小时的单位。

表2采用玻璃和玻璃陶瓷的典型的渗透速率范围。在相同条件下，与钢相比，进入玻璃陶瓷的渗透率低50-200倍。表2中的结果显示，通过选择对氢具有低渗透率的玻璃组成，在使用极少吸气材料的情况下，可以在空间106中保持非常低的氢分压。例如，在外管104和中央管102之间的空间106中设置的吸气材料可小于40克，例如小于20克，小于5克，具体约为1克。将这种情况与现有技术不锈钢中央管结构进行比较，在现有技术中使用40-80克吸气剂。因为玻璃陶瓷中央管102的壁厚度由于玻璃陶瓷模量较低的原因(表1)可以至少约为3.5毫米，所以H₂在玻璃陶瓷管中的渗透速率将进一步降低。

另外，在使用玻璃陶瓷作为中央管102时，使用过饱和蒸汽和熔盐作为HTF更具有吸引力。事实上，对于玻璃陶瓷而言，使用过饱和蒸汽作为钢管中的HTF的考虑(原因在于钢的重量)并非重要因素。而且，熔盐HTF使玻璃陶瓷材料腐蚀的可能性也不象使钢管腐蚀那样严重。

HCE 100的中央管106可以具有以下功能的选择性涂层：(i)吸收太阳辐射(优选在频率谱的可见光部分的峰，向上延伸至约2微米)；(ii)反射红外辐射；和(iii)具有低的发射率(在400-500℃时小于0.1，优选小于0.07)。与现有技术的涂层不同，不要求玻璃陶瓷上的涂层特定地用作氢阻挡层，不过这些涂层也可具有一些氢阻挡性质。

参见图5，中央管102可以具有至少部分透明的结构(可以是基本透明的)。可以在其内表面上设置太阳能吸收涂层120(而非在其外表面上)。这与钢管不同，钢管要求在其外表面上具有涂层。太阳能吸收涂层120可以具有深色色调，经由层压、溶胶-凝胶处理和/或本领域中的其他合适技术施加。太阳能吸收涂层120可以在波长约等于或小于2微米的可见光谱中表现出峰值吸收。作为替换或补充，该结构在中央管的外表面上可以包括红外镜面涂层122。在这个例子中，在中央管102本身的外表面上施加红外镜面涂层122。另一个减反射涂层124(如，1/4λ SiO₂或Al₂O₃)可以覆盖该红外镜面涂层122。

在图6中所示的另一种实施方式中，中央管102可以由具有深色不透明颜料的玻璃陶瓷形成。该结构可包括位于中央管102的外表面上的红外镜面涂层122。由于玻璃陶瓷材料是深色的，所以不需要在其外表面上设置任何太阳能吸收涂层120。另一个减反射涂层124(如，1/4λ SiO₂或Al₂O₃)可以覆盖该红外镜面涂层122。

在图7中所示的另一种实施方式中，中央管102可以由具有浅色不透明颜料的玻璃陶瓷形成。红外镜面涂层122可以施加在中央管102的外表面上。可以在层122上设置太阳能吸收涂层126(如，金属陶瓷，70-100纳米Mo-Al₂O₃)。另一个减反射涂层124(如，1/4λ SiO₂或Al₂O₃)可以覆盖该太阳能吸收涂层126。

虽然已经参考具体实施方式描述了本发明，但是应该理解，这些实施方式仅仅说明了本发明的原理和应用。因此应该理解，可以对说明性实施方式进行许多修改，可以设想其他安排而不背离所附权利要求限定的本发明的精神和范围。

Claims (9)

1.一种太阳热能收集装置，其包括：

由玻璃陶瓷材料形成的中央管；和

相对于该中央管同轴设置的由玻璃材料形成的外管，在中央管与外管之间形成一定体积，

其中外管的对应端部与中央管结合。

2.如权利要求1所述的太阳热能收集装置，其特征在于，在不采用用于温度膨胀补偿的挠性连接件的情况下，将外管的对应端部与中央管结合。

3.如权利要求1所述的太阳热能收集装置，其特征在于，所述外管的对应端部采用玻璃与陶瓷密封件直接与中央管熔接。

4.如权利要求1所述的太阳热能收集装置，其特征在于，所述装置还包括与中央管的相对的端部熔接的钢金属轴环，其中可操作该钢金属轴环从而将该太阳热能收集装置与相邻的太阳热能收集装置焊接。

5.如权利要求1所述的太阳热能收集装置，其特征在于，所述装置还包括设置在外管和中央管之间的体积中的吸气材料。

6.如权利要求1所述的太阳热能收集装置，其特征在于，所述中央管是至少部分透明的，包括位于其内表面上的太阳能吸收涂层，该太阳能吸收涂层在波长约等于或小于2微米的可见光谱中表现出峰值吸收。

7.如权利要求1所述的太阳热能收集装置，其特征在于，所述中央管含有浅色不透明颜料。

8.一种太阳热能收集装置，其包括：

由玻璃陶瓷材料形成的中央管，所述太阳热能收集装置所收集的热量经由流过所述中央管的导热介质传导出去；和

相对于该中央管同轴设置的由玻璃材料形成的外管，在中央管与外管之间形成一定体积。

9.如权利要求8所述的太阳热能收集装置，其特征在于，所述中央管是至少部分透明的，其在内表面上包括太阳能吸收涂层。

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