陳為強(qiáng)，王一平，，黃群武，朱 麗

（1 天津大學(xué)化工學(xué)院，天津300072；2 天津大學(xué)建筑學(xué)院，天津300072）

在聚光光伏［1］發(fā)電系統(tǒng)中，高光強(qiáng)的注入將導(dǎo)致高熱量的產(chǎn)生（一般入射光的25%36%轉(zhuǎn)化為電能），使得電池溫度升高，大大降低了電池的效率，因此需要對(duì)電池進(jìn)行有效的冷卻［2－3］。

聚光光伏發(fā)電系統(tǒng)中有主動(dòng)散熱和被動(dòng)散熱兩種方式，目前主動(dòng)散熱方式比被動(dòng)散熱方式效果明顯。進(jìn)行中高倍聚光條件下去離子水對(duì)聚光電池進(jìn)行直接接觸冷卻的研究表明，在250倍聚光、DNI大于900 W／m2條件下，以列管式換熱器作為二次散熱裝置，利用冷水對(duì)去離子水進(jìn)行二次冷卻，聚光電池組件的溫度最高為49℃，電池組件的溫度差別小于4℃。大型聚光光伏系統(tǒng)都是處于荒漠地區(qū)，而水資源也是極其寶貴的，尤其是在缺水干旱地區(qū)。因此，研究新的二次散熱方式對(duì)于聚光光伏發(fā)電系統(tǒng)的發(fā)展具有重要的意義。熱管換熱器具有高效傳熱、低熱流阻力、質(zhì)量輕、體積小等優(yōu)點(diǎn)，在熱能利用領(lǐng)域中發(fā)揮了重要作用；分離式熱管換熱器由于蒸發(fā)段和冷凝段的分離，與整體式熱管相比具有諸多優(yōu)點(diǎn)［4－11］。

本文研究了分離式熱管換熱器在液浸冷卻聚光光伏系統(tǒng)中二次散熱，考察分離式熱管換熱器的換熱性能，對(duì)于其它主動(dòng)式聚光光伏的二次散熱研究提供了參考。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

分離式熱管換熱器試驗(yàn)裝置由蒸發(fā)器和冷凝器兩部分組成，蒸發(fā)器和冷凝器之間通過(guò)蒸氣上升管和液體下降管連通，形成自然循環(huán)回路。圖1（b）所示為分離式熱管換熱器試驗(yàn)平臺(tái)，冷凝器入口高位和下降管低位裝有排氣閥，用來(lái)排除管內(nèi)不凝氣體，圖1（a）為分離式換熱器與小型液浸聚光光伏發(fā)電系統(tǒng)連接的實(shí)物圖。

圖1 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)簡(jiǎn)圖

分離式熱管的蒸發(fā)段為滿液式蒸發(fā)器，其換熱管呈正方形排列，且同一水平的換熱管通過(guò)U形彎頭串聯(lián)連接成為一組，如圖2（a）所示，總共六組并聯(lián)連接。蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)示意圖如圖2（b）所示，液浸冷卻介質(zhì)走銅管內(nèi)，工質(zhì)R600a走殼程，充液高度為外殼內(nèi)徑高度的58%80%范圍。

分離式熱管的冷凝段主要由管束、通風(fēng)機(jī)和框架三部分組成；管束立式布置，為兩排排管，管排列方式為正三角形，翅片管為套片式，如圖2（c）所示。通風(fēng)方式為引風(fēng)式，風(fēng)機(jī)型號(hào)為YWFS－350。

圖2 蒸發(fā)器和冷凝器結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 分離式熱管換熱器設(shè)計(jì)計(jì)算

1.2.1 總熱負(fù)荷來(lái)源

該分離式熱管換熱器主要解決現(xiàn)有小型液浸聚光光伏發(fā)電系統(tǒng)的散熱。該液浸聚光光伏發(fā)電系統(tǒng)的聚光器由24塊條形平面玻璃鏡片組成，每塊玻璃鏡面的尺寸為：長(zhǎng)1 m，寬0.05 m。假設(shè)玻璃的反射率為100%，太陽(yáng)輻照度為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)太陽(yáng)下，則接收器吸收的總熱量為：

實(shí)驗(yàn)所用的聚光硅太陽(yáng)電池是由ANU－CSES公司生產(chǎn)的高效單晶硅太陽(yáng)電池，其平均發(fā)電效率為20%（30倍聚光下），則需要散掉的總熱量為：

則分離式熱管換熱器的設(shè)計(jì)熱負(fù)荷為960 W。

1.2.2 熱管蒸發(fā)段設(shè)計(jì)依據(jù)

設(shè)計(jì)需要確定的參數(shù)為液浸冷卻介質(zhì)的流量和進(jìn)口溫度，空氣的進(jìn)口溫度和流量及熱管有關(guān)參數(shù)（如管材、管內(nèi)工質(zhì)，翅片參數(shù)、管子排列方式等）。液浸冷卻介質(zhì)的流量以及進(jìn)口溫度都是根據(jù)小型液浸聚光光伏發(fā)電系統(tǒng)確定的。

已知參數(shù)：液浸冷卻介質(zhì) （水）的流量為0.52 m3／h，水的進(jìn)口溫度為47℃。選用R600a為熱管工質(zhì)，管殼材料為銅管，銅管外徑為12.7 mm，壁厚0.89 mm。

由蒸發(fā)段計(jì)算公式［11］，管內(nèi)Nu數(shù)計(jì)算如式（1）。

式中，Re為熱流體即水在管內(nèi)中的雷諾數(shù)；Pr為水流體的普朗特常數(shù)。

管外傳熱系數(shù)即R600a側(cè)傳熱系數(shù)采用cooper公式［8］：

式中，Mr為液體的相對(duì)分子質(zhì)量，g／mol；pr為對(duì)比壓力 （液體壓力與該液體的臨界壓力之比）；Rp為表面平均粗糙度，對(duì)于一般工業(yè)用管材表面Rp＝0.30.4μm；q為熱流密，W／m2。

總傳熱系數(shù)的計(jì)算：

式中，α為管內(nèi)換熱系數(shù)，W／（m2·K）；do、di為換熱管外、內(nèi)徑，m；λ為管壁的導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·K）。

1.2.3 熱管冷凝段設(shè)計(jì)依據(jù)

空氣的最高進(jìn)口溫度是由天津當(dāng)?shù)氐沫h(huán)境溫度確定。已知參數(shù)：空氣流量為1850 m3／h，空氣進(jìn)熱管換熱器溫度為40℃，銅管外徑為16 mm，壁厚1 mm，有效長(zhǎng)度為0.45 m；翅片材料為鋁，翅片厚度為0.2 m，翅片間距為2.5 mm。

由冷凝段的計(jì)算公式［11］，管外換熱系數(shù)的計(jì)算見(jiàn)式（4）。

式中，Ref為管外側(cè)的空氣雷諾數(shù)；Pr為空氣的普朗特常數(shù)；Sf為翅片間距，m；lf為翅片高度，m；δ為翅片厚度，m。

管內(nèi)主要是層流膜狀凝結(jié)，用努塞爾公式［12］計(jì)算：

式中，下角標(biāo)H代表水平管，下角標(biāo)V代表豎管；d為橫管的特征長(zhǎng)度，m；l為豎管的特征長(zhǎng)度，m。

最后根據(jù)Q＝KAΔT可分別求得蒸發(fā)器和冷凝器所需的換熱面積，即可確定所需換熱器尺寸。最終設(shè)計(jì)的換熱器尺寸為：蒸發(fā)器，無(wú)縫鋼管外徑為273 mm，壁厚8 mm，長(zhǎng)度為0.5 m，銅管每組長(zhǎng)度為2.4 m；冷凝器銅管總數(shù)為24，排數(shù)為2排。

1.3 測(cè)試參數(shù)

采用Pt100熱電阻測(cè)量蒸發(fā)段、冷凝段工質(zhì)和冷、熱源進(jìn)出口溫度，精度為0.1℃，蒸發(fā)段出口裝有壓力表，量程為0.11.6 MPa，精度等級(jí)為1.0。采用轉(zhuǎn)子流量計(jì)測(cè)量介質(zhì)流量，量程為0.161.6 m3／h，精度為1.5；風(fēng)機(jī)與風(fēng)道相連，以穩(wěn)定風(fēng)速；用風(fēng)速儀進(jìn)行測(cè)量風(fēng)量，風(fēng)速儀型號(hào)為VT－100，精度為±2%。

2 結(jié)果與分析

2.1 分離式熱管換熱器設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在水流量為0.52 m3／h，空氣流量為1850 m3／h，環(huán)境溫度為22℃條件下，其實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果比較如表1所示。

表1 理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較

從表1可以看出，蒸發(fā)段實(shí)驗(yàn)結(jié)果比理論計(jì)算結(jié)果大16.49%，冷凝段理論計(jì)算結(jié)果比實(shí)驗(yàn)結(jié)果大13.5%。在換熱器設(shè)計(jì)時(shí)，當(dāng)實(shí)驗(yàn)值與理論值之比在15%25%范圍內(nèi)為合理，說(shuō)明上述設(shè)計(jì)方法合理。實(shí)驗(yàn)結(jié)果中冷凝段的散熱量比蒸發(fā)段的散熱量小，可能是系統(tǒng)管路存在熱量損失，損失量占蒸發(fā)段的4.4%。

2.2 分離式熱管換熱器的啟動(dòng)特性

由于在液浸聚光光伏系統(tǒng)中如果熱量不能夠及時(shí)帶走，將會(huì)導(dǎo)致電池工作溫度升高，甚至?xí)p壞電池。為了保證熱管在啟動(dòng)時(shí)間內(nèi)電池的溫度不能過(guò)高，熱管啟動(dòng)時(shí)間應(yīng)盡可能縮短，以致熱管啟動(dòng)后盡快地將熱量帶走。這就要求熱管換熱器能夠在較短的時(shí)間內(nèi)啟動(dòng)。本實(shí)驗(yàn)考察了水流量為0.52 m3／h，熱管充液率為59%，空氣流量為1850 m3／h，環(huán)境溫度在21℃下，換熱器啟動(dòng)時(shí)蒸發(fā)段內(nèi)熱管工質(zhì)溫度隨水入口溫度的變化情況，如圖3所示。

圖3 熱管啟動(dòng)時(shí)蒸發(fā)段工質(zhì)溫度的變化

由圖3可以看出，當(dāng)水入口溫度分別為23℃、27℃、31℃、47℃時(shí)，熱管啟動(dòng)時(shí)間分別為10 min、8 min、5 min、3 min；隨著水入口溫度的升高，熱管啟動(dòng)所需要的時(shí)間縮短。在水入口溫度為47℃時(shí)，熱管工質(zhì)溫度先上升后下降，其原因是在入口溫度為47℃時(shí)，該換熱器的熱負(fù)荷大于恒溫水浴箱中的加熱功率。

2.3 蒸發(fā)段中工質(zhì)溫度對(duì)換熱系數(shù)的影響

圖4顯示了水流量為0.52 m3／h，充液率為59%，空氣流量為1850 m3／h，環(huán)境溫度在21℃條件下，工質(zhì)溫度對(duì)換熱系數(shù)的影響。保持其它參數(shù)不變，當(dāng)蒸發(fā)段工作溫度升高時(shí)，熱流密度增加，使管壁的汽化核心數(shù)增加，氣泡攜帶的汽化潛熱流量增加。同時(shí)，脫落氣泡對(duì)壁面附近熱邊界層內(nèi)熱流體的卷吸而產(chǎn)生的容積對(duì)流熱流量也增加，加強(qiáng)了兩相流體的擾動(dòng)，從而強(qiáng)化了傳熱，最終使得傳熱系數(shù)增加。

圖4 傳熱系數(shù)與工作溫度的關(guān)系

2.4 水流量對(duì)蒸發(fā)段中換熱系數(shù)的影響

由圖5可以看出，在入口溫度相同的情況下，蒸發(fā)器中的換熱系數(shù)隨著Re的增加而增大，這主要是由于Re增大，則管內(nèi)對(duì)流傳熱系數(shù)增加，從而導(dǎo)致總傳熱系數(shù)增加。但是在相同的Re下，隨著入口溫度的增加，蒸發(fā)器中的傳熱系數(shù)也增加，這主要是由于入口溫度增加，會(huì)導(dǎo)致蒸發(fā)器中工質(zhì)工作溫度提高，強(qiáng)化傳熱，使傳熱系數(shù)增加。

圖5 蒸發(fā)段中傳熱系數(shù)與雷諾數(shù)Re的關(guān)系

2.5 不同充液率對(duì)蒸發(fā)器中傳熱系數(shù)的影響

由于該蒸發(fā)段結(jié)構(gòu)為滿液式蒸發(fā)器，為了保證銅管都浸沒(méi)在工質(zhì)中，最小工質(zhì)充液率為59%，本實(shí)驗(yàn)做了三組充液率，分別為59%、65%、70%，研究蒸發(fā)段的換熱系數(shù)，結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同充液率下蒸發(fā)段中的傳熱系數(shù)

由圖6可以看出，在相同Re下，充液率為59%時(shí)的傳熱系數(shù)比充液率為65%和70%的換熱系數(shù)大，這是由于充液率增加后，工質(zhì)質(zhì)量增加，在相同的熱流密度下，工質(zhì)的顯熱吸收增加，用于潛熱吸收的熱量減少，導(dǎo)致蒸發(fā)段中存在不飽和狀態(tài)。

通過(guò)對(duì)R600a在分離式熱管換熱器蒸發(fā)側(cè)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的整理，回歸得到經(jīng)驗(yàn)公式 （7）。

式中，Ke為蒸發(fā)側(cè)的傳熱系數(shù)，W／（m2· K）；ve為熱流體的流速，m／s；qe為單位體積熱流體流過(guò)蒸發(fā)側(cè)的換熱量，J／m3。

圖7 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的比較

3 結(jié) 論

對(duì)分離式熱管換熱器在液浸聚光光伏系統(tǒng)的散熱性能進(jìn)行了模擬實(shí)驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明：

（1）該熱管換熱器在小型液浸聚光光伏系統(tǒng)工作下，熱管能在310 min內(nèi)啟動(dòng)并且及時(shí)地將該液浸聚光光伏發(fā)電系統(tǒng)中產(chǎn)生的熱量帶走，保證聚光電池在理想的溫度下工作。

（2）該熱管蒸發(fā)段中換熱系數(shù)隨著液浸冷卻液體入口溫度的升高而增大，并且隨著其流量的增大而增大。

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