太阳能槽式直接蒸汽发电系统集成方案的设计

娄清辉，李存霖，陈志鹏，黄 静，唐菲菲，王培红

（东南大学能源与环境学院，南京 210096）

太阳能槽式直接蒸汽发电系统（DSG）由聚光集热场和发电单元组成，若干个聚光集热器经过串并联组合形成聚光集热场，利用聚焦的太阳光加热工质水，产生高温高压蒸汽驱动发电单元的汽轮机，带动发电机发电，具有很好的发展潜力。目前净发电量两个分别为3MW和5MW的DSG电站示范项目已经进入商业应用前的试验运行。本文将对DSG技术实现方式进行分析，根据南京全年辐射强度统计数据，研究南京太阳能辐射强度规律，并把南京的全年平均辐射强度作为太阳能DSG系统的设计辐射强度，对包括汽轮机组在内的设备选用以及机组给水流量等的运行参数的确定，给出适合南京地区的无储热的太阳能槽式直接蒸汽发电系统的设计方案。

1 南京地区太阳辐射强度的年分布特点

太阳辐射强度的大小及其在一年中的分布是太阳能槽式直接蒸汽发电系统设计及运行的重要基础。根据南京地区太阳能全年辐射强度统计数据，利用逐时太阳能强度及计算模型可以得到南京地区太阳能辐射强度的分布规律，见图1和图2。

图1 南京每月各时间段内太阳辐射强度

图2 南京全年太阳辐射强度分布情况

从图1可以看出，南京地区不同季节的太阳能辐射强度相差较大：夏季辐射强度较大，7月和8月正午均高于900W／m2；冬季辐射强度较小，12月和1月正午略高于400W／m2。从图2可以看出，全年中0～500W／m2的低辐射区间的总时长为1 915h；辐射强度200～300W／m2区间（平均辐射强度为239W／m2）的小时数最多，达到420h；500～1000W／m2高辐射区间的全年总时长仅为1 044h。

南京地区的太阳能资源不是十分理想，全年的太阳能辐射大多时间为中、低强度，具有高辐射强度的时间不长。

2 设计方案

本文讨论是在南京地区建设5MW的DSG系统设计方案。DSG由聚光集热场和发电单元组成，因此方案设计的主要任务是根据当地的辐射强度确定聚光集热场中的太阳能集热器和太阳能槽式的型式、参数和实现方式，包括计算为了满足系统运行所需要的工质给水流量。

2.1 太阳能集热器

目前国内外研发的DSG系统大多采用Euro Trough系列聚光集热器，本文利用的ET－100集热器是Euro Trough系列的一种。ET－100集热器主要参数如下：聚光器开口宽度B为5.76m，单段管长L为4m；吸收管外径Dabo为0.07m，吸收管内径Dab为0.055m，玻璃罩管直径Dg为0.115m；光学效率ηop为0.74，吸收管导热系数λab为54W／（m·K）；玻璃罩管材料的导热系数λg为0.2W／（m·K），发射率εg为0.9；吸收管采用含陶合金材料，发射率εab与管壁温度Twall有关：

2.2 槽式集热器的加热方式

DSG直接利用槽式集热器中的蒸汽推动汽轮机做功，进入集热器的工质水可以采用一次通过方式、逐次注入方式或者再循环方式［1］。其中一次通过式没有明确的预热蒸发段和过热段分界，因此当外界条件发生变化时，介质状态均发生较大变化。当太阳辐射强度低于设计强度时预热段及蒸发段变长，导致相界面后移过热段缩短，严重影响过热蒸汽的温度和质量，甚至出现湿蒸汽的状态，严重影响汽轮机的运行；当太阳辐射强度高于设计强度，出口的过热汽温本来就会上升，预热段及蒸发段缩短还会加剧过热汽温的上升，过高的蒸汽温度将危害集热器的正常运行，甚至会出现爆管等现象。

再循环方式的特点是过热汽温相对稳定，保证了蒸汽的品质，安全性和经济性都优于一次通过式。采用再循环方式，从汽水分离器分离出的饱和水返回到集热器进口处，可以提高进口水温。在低辐射强度下，蒸发段出口的蒸汽少、干度低，因此过热段的蒸汽流量较小，蒸汽温度的下降不会很大；在高辐射强度下，蒸发段出口的蒸汽较多并且干度较高，因此过热段的蒸汽流量较大，过热汽温也不会升高很多。采用再循环方式可以保持出口汽温基本不变，出口汽焓基本恒定，而且效率最高。南京地区的太阳辐射强度低，太阳能槽式的给水适合采用再循环方式。

2.3 辐射强度与汽轮机选型

汽轮机的选型取决于当地的太阳辐射强度及其有效时数。由于辐射强低于100W／m2的太阳能在集热器产生蒸汽质差量少无法利用，因此不计入方案的太阳能计算中。

根据太阳辐射强度可以把太阳能辐射分成i个区间，每个区的辐射强度和时间不同。全年的有效平均辐射强度：

式中：Ibm为有效年平均辐射强度，W／m2；Ib，i为i区间的平均辐射强度，W／m2；hi为i区间的时长，h；H为各区辐射的总时长，h，。

根据南京全年太阳辐射强度分布（图2）计算，结果表明南京全年平均辐射强度为471W／m2，全年运行时长2 539h。

表1 有效年平均辐射强度

辐射强度的设计值低于实际值，设计的聚光集热面积就会过大，系统可能发生过负荷运行。设计的额定值高于实际值，设计的聚光集热面积较小，系统将长期处于低负荷状态运行，效率不高。南京地区的太阳能槽式DSG系统方案，可以按计算结果辐射强度471W／m2设计。

方案选用N5 -3.43型号的5.0MW汽轮机，汽轮机的进汽压力3.43MPa，进汽温度435℃，进汽流量24.7t／h；汽耗4.94kg／kWh，排汽压力0.008 7MPa。因此方案的集热器设计输出蒸汽参数取3.43MPa／435℃。

2.4 设计给水流量

集热器中的湿蒸汽流动是一种流型较复杂的两相流，在集热器的吸收管中通常会出现分层流动、波状流动和环状流动［2］，其中汽液的分层流动可能引起传热不均，必须避免。

文献［3］给出产生和维持环形流的最小质量流密度mcaf与太阳辐射及流体压力的关系：

式中：mcaf为质量流密度，kg／（m2·s）；p为流体压力，kPa；q为热流密度，kW／m2；ηop为光学效率；B为聚光器开口宽度，m；B0为光斑宽度，取0.02m；qm为质量流量，kg／s；Dsbi为金属吸收管内径，m

可以看出，在一定工作压力下，太阳辐射强度越小、维持环状流动的最小流量越低；当辐射强度一定时，维持环形流动的最小流量随工作压力增大。本文所选的汽轮机，集热器内的介质工作压力约为4MPa。因此，设计流量应尽量保证在低辐射强度下仍能维持环状流动的最小流量0.317 6kg／s。设计流量时还需要考虑管道压降，流量过大时会导致给水泵耗功增加。

3 系统计算模型和设计

采用再循环方式，聚光集热场的设计要求包括确定给水流量、汽水分离器位置和集热器个数。其中聚光集热场的集热器总数决定了聚光集热场的总面积；汽水分离器的安装位置取决于预热蒸发段和过热段的长度比例，以及给水的流量。这三个因素决定了单排管束在额定的辐射强度下所产生的蒸汽量和蒸汽参数。图3为单排集热管束的示意图。

图3 单排管束示意图

流量为qm的给水经过预热蒸发段后产生qmχ的蒸汽和流量的饱和水，经过汽水分离器分离后，饱和蒸汽进入过热段产生过热蒸汽；过热蒸汽经汽机做功凝汽器冷凝后，通过凝泵升压与饱和水汇合，由给水泵打入集热器进口处。因此集热器进口水所含能量，包括由流量为qm（1－χ）的饱和水的焓和流量为qmχ的饱和水焓，只有确定了湿蒸气的干度χ，才能确定两股流量。给水流量、汽水分离器位置和单排集热器个数决定了聚光集热场出口的蒸汽量和蒸汽参数，必须在汽轮机选定的基础上合理配置这3个因素，才能使出口参数满足汽机的进汽参数要求。

2）汽水分离器位置 汽水分离器的位置对集热器的运行影响很大，当给水流量一定时，汽水分离器位置越靠后预热蒸发段长度越长，汽水分离器处的蒸汽干度就越高、蒸发量也越大，而且过热段流量越大，因此为了保证过热段出口蒸汽达到汽机进口所需参数，过热段长度也应该加长。

3）集热器个数 增加预热蒸发段和过热段集热器个数，虽然也可以在单排管束集热场中产生汽机所需的参数（24.7t／h，435℃和3.43MPa），但是单排管束过长可能影响到系统的抗风性和安全性，增加管排数可以缩短单排管束长度。

根据已有的项目和试验经验，设定单排集热器个数为250个，即集热器长度1000m，针对不同给水流量样本匹配汽水分离器位置获得符合汽轮机的进汽参数。表2为不同给水流量样本计算结果。其中，设计太阳辐射强度为471W／m2，汽水分离器压降为2%，表中Nz代表汽水分离器前的集热器个数，即预热蒸发段集热器个数。

表2 不同给水流量计算结果

由聚光集热场出口与汽机进口间有一定距离会产生压力损失，因此设计时聚光集热场产生的蒸汽压力应当略高于汽机进口参数。表2数据显示，当给水流量为3.4kg／s时，蒸汽压力略高于汽机进汽参数，11排集热管产生的蒸汽量实发总功率为5MW，符合项目要求。因此，设计太阳辐射强度为471W／m2，给水流量为3.4kg／s，进口压力为5.33MPa；单排集热器250个，总长1000m；汽水分离器位于第209段集热器与210段集热器之间，预热蒸发段总长836m，过热段总长164m，系统设计工况下发电效率为16.75%。

4 结语

本文基于南京地区太阳能辐射强度变化规律，设计一个无储热的太阳能槽式直接蒸汽发电系统。由于南京地区全年太阳能辐射强度差异较大，平均辐射强度较低，为了增加设备的发电能力，集热场的设计规模偏大，高辐射季节或时段产生的蒸汽超过汽机的需要，导致蒸汽过剩，因此有必要采取储能措施提高太阳能热利用效率。

［1］王军，张耀明.DSG技术在槽式太阳能热发电中的实践［J］.太阳能学报，2007，3：20－22.

［2］Eck M，W D Steinmann.Modelling and Design of Direct Solar Steam Generating Collector Fields［J］.Journal of Solar Energy Engineering，2005，127（8）：371－380.

［3］Goebel O.Modelling of two－phase stratified an annular flow in heated horizontal tubes［C］／／Proc of Int Engineering Foundation 3rdConf Irsee，Germany，1997.