支黎明,楊謀存,朱躍釗,姜 琴,張志毅,王薪賀

(南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 南京 210009)

隨著全球能源短缺和環(huán)境惡化的影響加劇,大力發(fā)展可再生能源成為迫切需求[1-2]。在當(dāng)前能源使用總量中,建筑和工業(yè)耗能占比最大,其中建筑耗能中的30%為空調(diào)需求,工業(yè)過(guò)程中353.15～523.15 K的熱能需求約占40%[3]。太陽(yáng)能以其清潔、無(wú)污染的優(yōu)點(diǎn)較其他能源更具優(yōu)越性。另外,我國(guó)約有100億m2閑置屋頂[4],如能把太陽(yáng)能聚光器與建筑屋頂結(jié)合起來(lái),既可以部分滿足建筑和工業(yè)耗能中溫?zé)崮苄枨?又能解決太陽(yáng)能聚光器占地面積大、熱能難以遠(yuǎn)距離輸送等難題[5]。因此,研究可與建筑結(jié)合的太陽(yáng)能聚光器對(duì)于節(jié)能減排和雙碳目標(biāo)的實(shí)現(xiàn)具有重要意義和工程價(jià)值。

為與建筑有效結(jié)合,馮晨等[6]設(shè)計(jì)了一種聚光比為3.4、厚度為120 mm的微型拋物槽集熱器,其最大瞬時(shí)熱效率為67.23%,工作溫度小于473.15 K。為提高集熱器熱性能,Gu等[7]設(shè)計(jì)了一款真空型復(fù)合拋物線集熱器,盡管其尺寸較小(90 mm × 72.6 mm × 80 mm),但熱性能相比非真空型顯著提高,駐點(diǎn)溫度可達(dá)600.15 K。Sultana等[8]發(fā)現(xiàn)使用選擇性吸收涂層的集熱器比不使用的聚光器熱性能提高10.00%。Muschaweck等[9]提出了一種在實(shí)際約束下非跟蹤式太陽(yáng)能集熱器尋找最佳反射器形狀的方法,優(yōu)化后的集熱器能在工作溫度453.15 K下保持50.00%的熱效率。李雪嶺等[10]和宋子旭等[11]基于集熱器的腔式結(jié)構(gòu),分別設(shè)計(jì)了“優(yōu)弧型”和吸收體為矩形的腔式集熱器,均在一定程度上提高了集熱器熱性能。此外,使用納米流體能提高熱性能,Alqaed等[12]發(fā)現(xiàn)使用CuO納米流體的集熱器熱效率相對(duì)傳統(tǒng)集熱器性能更佳。

總體上,在太陽(yáng)能集熱器的研究中,對(duì)提高傳統(tǒng)尺寸的集熱器熱性能的研究較多,而對(duì)集熱器與建筑結(jié)合的研究相對(duì)較少;在對(duì)集熱器影響因素分析時(shí),僅僅考慮了單一因素對(duì)集熱器熱性能的影響,而多因素同時(shí)對(duì)集熱器熱性能的綜合作用研究較少;另外,相關(guān)優(yōu)化改進(jìn)的集熱器,結(jié)構(gòu)上比較復(fù)雜,不利于生產(chǎn)制造。

筆者設(shè)計(jì)了一種緊湊型熱管真空管太陽(yáng)能集熱器(HPETC),其體積小、質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,可與建筑有效結(jié)合。建立了一維穩(wěn)態(tài)傳熱模型,從傳熱熱阻角度,討論進(jìn)口溫度、真空管內(nèi)壓力、選擇性吸收涂層(SAC)發(fā)射率和直射輻射對(duì)集熱器集熱性能的影響;使用方差分析法,研究4種因素的綜合影響程度,為緊湊型太陽(yáng)能集熱器的性能提升提供一定的參考依據(jù)。

1 集熱器結(jié)構(gòu)

緊湊型熱管真空管太陽(yáng)能集熱器結(jié)構(gòu)主要分為3部分:跟蹤單元、集熱單元和管道及框架等支撐單元,具體組成結(jié)構(gòu)如圖1所示。由圖1可知:集熱器由6個(gè)并行排列的集熱單元組成,每個(gè)單元由拋物槽、真空管和熱管構(gòu)成,且真空管和熱管軸線、拋物槽焦線和轉(zhuǎn)動(dòng)軸線重合。真空管為全玻璃雙層真空管,其內(nèi)管外層的SAC為黑鉻材料。熱管為銅-水重力熱管(工作溫度≤523.15 K),每根熱管的冷凝段均插入歧管,便于管內(nèi)流體工質(zhì)獲得熱量。步進(jìn)電機(jī)組件和連桿機(jī)構(gòu)等組成集熱器動(dòng)力單元,使得集熱單元能夠?qū)崟r(shí)或間歇追蹤太陽(yáng),可實(shí)現(xiàn)拋物槽反射鏡對(duì)太陽(yáng)的一維跟蹤。所設(shè)計(jì)的集熱器結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示,安裝方式為南京地區(qū)(32° N)南北軸向傾斜32°。

表1 集熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of the collector

1—熱管; 2—真空管; 3—拋物槽; 4—跟蹤裝置; 5—平面連桿機(jī)構(gòu); 6—框架; 7—歧管; 8—玻璃蓋板圖1 集熱器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the collector

2 集熱器穩(wěn)態(tài)傳熱模型

2.1 傳熱過(guò)程分析

熱性能是評(píng)價(jià)太陽(yáng)能集熱器性能的重要指標(biāo),為此需要對(duì)集熱器進(jìn)行熱分析。經(jīng)分析可知,太陽(yáng)能透過(guò)玻璃蓋板和真空管被SAC捕獲,并在SAC中轉(zhuǎn)化為熱能。一部分能量從真空管內(nèi)管,通過(guò)L-QB300導(dǎo)熱油傳遞至熱管蒸發(fā)段,經(jīng)熱管相變換熱,能量遷移至冷凝段,流體工質(zhì)以對(duì)流換熱的形式吸收冷凝段釋放的熱量;另外一部分能量則以熱輻射、熱傳導(dǎo)和對(duì)流換熱的形式向外耗散。該集熱系統(tǒng)的傳熱過(guò)程可通過(guò)傳熱熱阻進(jìn)行表示,集熱器傳熱熱阻模型如圖2所示。

圖2 集熱器傳熱熱阻模型Fig.2 Heat transfer resistance model of the collector

集熱器熱效率(ηth)計(jì)算式為

(1)

式中:Ag為玻璃蓋板面積,m2;Ib為太陽(yáng)直射輻射,W/m2;Qf為流體工質(zhì)吸收的熱量,J。

圖2中:Rvi,vo,cov為真空管內(nèi)管與外管間對(duì)流換熱熱阻;Rvo,a,cov為真空管外管與集熱器內(nèi)部空氣間的對(duì)流換熱熱阻;Ra,g,cov為集熱器內(nèi)部空氣與玻璃蓋板間的對(duì)流換熱熱阻;Rg,amb,cov為玻璃蓋板與環(huán)境間的對(duì)流換熱熱阻;Rvi,vo,rad為真空管內(nèi)管與外管間輻射熱阻;Rvo,g,rad為真空管外管與玻璃蓋板間的輻射熱阻;Rg,sky,rad為玻璃蓋板與天空間的輻射熱阻;Rvi,e,cov為真空管內(nèi)管與熱管蒸發(fā)段間的對(duì)流換熱熱阻;Rhp為熱管冷凝段與蒸發(fā)段間的熱阻;Rc,f,cov為熱管冷凝段與傳熱流體間的對(duì)流換熱熱阻;Tvi為真空管內(nèi)管溫度;Tvo為真空管外管溫度;Ta為集熱器內(nèi)部空氣溫度;Tg為玻璃蓋板溫度;Tamb為環(huán)境溫度;Tsky為天空溫度;Te為熱管蒸發(fā)段溫度;Tc為熱管冷凝段溫度;Tf為傳熱流體溫度;Φloss為集熱器損失的能量;Φuse為集熱器獲得的有用能量。

2.2 數(shù)學(xué)傳熱模型

根據(jù)熱力學(xué)第一定律,可建立集熱器各傳熱部件一維穩(wěn)態(tài)傳熱模型。為了簡(jiǎn)化數(shù)學(xué)模型,做出如下假設(shè):

1)基于等效熱管的概念,將重力熱管等效為熱超導(dǎo)金屬棒[13];

2)忽略玻璃蓋板及真空管的熱傳導(dǎo),并忽略真空管端部熱損失,框架、歧管與周圍隔熱[14];

3)真空管、玻璃蓋板和空氣的物理性質(zhì)穩(wěn)定;

4)SAC吸收的太陽(yáng)能量以內(nèi)熱源的形式分配給真空管內(nèi)管;

5)集熱器工作狀態(tài)穩(wěn)定。

因此,各傳熱組件熱力學(xué)方程及相關(guān)傳熱系數(shù)計(jì)算如下文所示。

2.2.1 集熱器獲得的太陽(yáng)能量

真空管內(nèi)管獲得的太陽(yáng)能量如式(2)所示。

Qvi=nηopLptWptIb

(2)

式中:Qvi為真空管內(nèi)管獲得的太陽(yáng)能量,W;ηop為集熱器光學(xué)效率;n為集熱器集熱單元個(gè)數(shù)。

真空管外管獲得的太陽(yáng)輻射如式(3)所示。

Qvo=nAptIbτgαvoρ

(3)

式中:Qvo為真空管外管獲得的太陽(yáng)能量,W;Apt為拋物槽總開(kāi)口面積,m2;τg為玻璃蓋板透射率;αvo為真空管外管吸收率;ρ為反射鏡反射率。

玻璃蓋板獲得的太陽(yáng)輻射如式(4)所示。

Qg=AgIαg

(4)

式中:Qg為玻璃蓋板獲得的太陽(yáng)能量,W;αg為玻璃蓋板吸收率;I為太陽(yáng)總輻射,W/m2;Ag為玻璃蓋板面積,m2。

集熱器腔體內(nèi)空氣獲得的太陽(yáng)能量如式(5)所示。

Qa=AgIτgαa

(5)

式中:Qa為集熱器腔體內(nèi)空氣獲得的能量,W;αa為空氣吸收率。

2.2.2 真空管內(nèi)管向外耗散的能量

真空管內(nèi)管以熱輻射傳遞至真空管外管的能量(Qvi,vo,rad)為

(6)

式中:σ為Stefan-Boltzmann常數(shù),5.67×10-8W/(m2·K4);εSAC為選擇性吸收涂層發(fā)射率;εvo為真空管外管發(fā)射率。

真空管內(nèi)管以對(duì)流換熱方式傳遞至真空管外管的能量(Qvi,vo,cov)為

Qvi,vo,cov=nπDviLvihvi,vo(Tvi-Tvo)

(7)

式中:hvi,vo為真空管內(nèi)管與外管間的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K)。

根據(jù)真空管內(nèi)壓力的變化,hvi,vo有2種不同的計(jì)算式[15]。當(dāng)真空管內(nèi)壓力<0.013 Pa時(shí),對(duì)流換熱形式為自由分子換熱,hvi,vo計(jì)算式為

(8)

當(dāng)真空管內(nèi)壓力≥0.013 Pa時(shí),hvi,vo計(jì)算式為

(9)

式中:kvi,vo為真空管間氣體導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);Prvi,vo為真空管內(nèi)管與周圍氣體平均溫度條件下的普朗特?cái)?shù);Ravi為瑞利數(shù)。

真空管外管以對(duì)流換熱方式傳遞至集熱器腔體內(nèi)空氣的能量(Qvo,a,cov)為

Qvo,a,cov=nπDvoLvohvo,a,cov(Tvo-Ta)

(10)

式中:hvo,a,cov為真空管外管與空氣對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K)。

由于集熱器腔體內(nèi)空氣流動(dòng)幾乎靜止,故hvo,a,cov的計(jì)算式為

(11)

式中:λa為集熱器腔體內(nèi)空氣導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);Ravo為真空管外管與周圍空氣的瑞利數(shù);Prvo,a為真空管外管與腔體內(nèi)空氣平均溫度條件下的普朗特?cái)?shù)。

真空管外管以熱輻射方式傳遞給玻璃蓋板的能量(Qvo,g,rad)為

(12)

腔體內(nèi)空氣以對(duì)流換熱方式傳遞至玻璃蓋板的能量(Qa,g,cov)為

Qa,g,cov=Agha,g,cov(Ta-Tg)

(13)

式中:ha,g,cov為腔體內(nèi)空氣與玻璃蓋板間的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K)。

ha,g,cov計(jì)算式為

ha,g,cov=2.8+3v

(14)

式中:v為風(fēng)速,m/s。

玻璃蓋板以對(duì)流換熱方式向周圍環(huán)境散發(fā)的能量(Qg,amb,cov)為

Qg,amb,cov=Aghg,amb,cov(Tg-Tamb)

(15)

式中:hg,amb,cov為玻璃蓋板與環(huán)境間的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K),hg,amb,cov計(jì)算式與式(14)相似,僅與風(fēng)速相關(guān)。

玻璃蓋板以熱輻射向天空發(fā)射的能量(Qg,sky,rad)為

(16)

式中:εsky為天空熱輻射率,為0.796[16];εg為玻璃蓋板熱輻射率。

2.2.3 真空管內(nèi)管向內(nèi)傳遞的有用熱能

真空管內(nèi)管以對(duì)流換熱方式傳遞給熱管蒸發(fā)段的能量(Qvi,e,cov)為

Qvi,e,cov=nπDviLvihvi,e(Tvi-Te)

(17)

式中:Lvi為真空管內(nèi)管長(zhǎng)度,m;hvi,e為真空內(nèi)管與熱管蒸發(fā)段間對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K),其計(jì)算式與式(8)相似。

熱管蒸發(fā)段傳遞給熱管冷凝段的能量(Qhp)為

Qhp=n(Te-Tc)/Rhp

(18)

式中:Rhp為熱管等效熱阻,K/W;

熱管冷凝段以對(duì)流換熱傳遞給流體工質(zhì)的能量(Qf)為

Qf=nπDcLchc,f(Tc-Tf)

(19)

式中:hc,f為熱管冷凝段與流體工質(zhì)對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K),其參數(shù)由丘吉爾-朋斯登公式確定[17]。

根據(jù)式(2)—(19),集熱器一維穩(wěn)態(tài)熱力學(xué)模型為

(20)

3 集熱特性分析

3.1 歸一化熱效率

根據(jù)上述集熱器一維穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型,通過(guò)MATLAB軟件對(duì)集熱器熱效率進(jìn)行求解計(jì)算。根據(jù)文獻(xiàn)可計(jì)算得集熱器年均光學(xué)效率為57.6%[14,18],以此為基礎(chǔ)可獲得集熱器熱效率變化規(guī)律。圖3為不同集熱器歸一化熱效率,所設(shè)計(jì)集熱器歸一化曲線計(jì)算式為[19]

圖3 集熱器歸一化熱效率Fig.3 Normalized thermal efficiency of collector

ηth=52.57-75.16T*-237.00(T*)2R2=0.99

(21)

式中:T*為歸一化溫差,T*=[(Tout+Tin)/2-Tamb]/Ib,Tout和Tin分別為集熱器出口和進(jìn)口溫度;R2為擬合度。

由圖3可知:由于集熱器溫度升高,歸一化溫差也越大,熱損失越大。當(dāng)工作溫度為473.15 K時(shí),熱效率為32.94%,此時(shí)T*=0.17。當(dāng)T*=0.22時(shí),集熱器工作溫度為523.15 K,熱效率從峰值52.57%下降為24.56%。相比于其他聚光器如CPC-T1型[20]和Truncated DSACPC型[21],當(dāng)T*>0.07時(shí),集熱器熱性能比其他2種聚光器更佳。

3.2 熱阻分析

由圖3還可知:集熱器吸收的太陽(yáng)能量分為向傳熱流體傳遞的有用能和對(duì)外損失的能量。有用能傳遞方向的熱阻越小、熱損方向的熱阻越大,有利于集熱器熱性能的提高。為優(yōu)化集熱器熱性能,在風(fēng)速為1 m/s、環(huán)境溫度為290 K和流體質(zhì)量流量為0.02 kg/s的情況下,研究了直射輻射、進(jìn)口溫度、真空管內(nèi)壓力及SAC發(fā)射率對(duì)傳熱過(guò)程中的4種熱阻(Rvi,e,cov、Rvi,vo,rad、Rvi,vo,cov和Rg,sky,rad)的影響。

為求解集熱器熱阻,根據(jù)熱阻與熱量之間的關(guān)系式(式(22))進(jìn)行求解計(jì)算。

(22)

式中:Q為熱量,W;A為面積,m2;R為熱阻,K/W;ΔT為溫差。

3.2.1 太陽(yáng)直射輻射對(duì)熱阻的影響

圖4為太陽(yáng)直射輻射對(duì)4種熱阻的影響變化曲線。由圖4可以發(fā)現(xiàn):隨著太陽(yáng)輻射的增大,Rvi,e,cov、Rvi,vo,rad和Rg,sky,rad逐漸減小,這是由于隨著太陽(yáng)輻射的增大,真空管內(nèi)管獲得的太陽(yáng)能量增大,內(nèi)管溫度升高。當(dāng)進(jìn)口溫度不變時(shí),真空管內(nèi)管與熱管蒸發(fā)段間的溫差增大,導(dǎo)致兩者間的對(duì)流換熱加強(qiáng),從而導(dǎo)致Rvi,e,cov減小;Rvi,vo,rad也由于真空管內(nèi)管溫度的升高,導(dǎo)致熱輻射損失加劇,從而導(dǎo)致玻璃蓋板從真空管處獲得的能量增大,對(duì)外輻射損失增大,Rg,sky,rad減小。但是在不同進(jìn)口溫度下,進(jìn)口溫度越高,Rvi,e,cov越大,Rvi,vo,rad則相反,這是由于熱管具有等溫性,當(dāng)集熱器正常工作時(shí),蒸發(fā)段和冷凝段溫度幾乎相同,故當(dāng)進(jìn)口溫度越高時(shí),熱管蒸發(fā)段溫度也越高,這就縮小了真空管內(nèi)管與蒸發(fā)段間的溫差,導(dǎo)致兩者間換熱減小。在保持太陽(yáng)直射輻射一定時(shí)(即獲得的能量相同時(shí)),由于真空管內(nèi)管向熱管傳遞的能量減少,為保持熱平衡,真空管內(nèi)管溫度上升,熱輻射損失增大,Rvi,vo,rad減小。

圖4 太陽(yáng)直射輻射對(duì)熱阻的影響Fig.4 Effects of direct solar radiation on thermal resistance

由于上述原因,導(dǎo)致真空管內(nèi)管溫度提升,真空管環(huán)形區(qū)域分子間平均碰撞自由程變大,又根據(jù)式(8)計(jì)算可知,管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)變小,故Rvi,vo,cov隨直射輻射的增大而不斷增大,進(jìn)口溫度越大,熱阻越大。

3.2.2 進(jìn)口溫度對(duì)熱阻的影響

圖5為進(jìn)口溫度對(duì)4種熱阻的影響變化曲線。由圖5可知:Rvi,e,cov和Rvi,vo,cov隨進(jìn)口溫度的升高而不斷增大,其中Rvi,vo,rad的變化最為顯著。當(dāng)直射輻射為600 W/m2、進(jìn)口溫度為500 K時(shí),熱阻相較300 K時(shí)降低了約77.40%。Rvi,vo,cov隨進(jìn)口溫度增大而增大,其變化程度僅次于Rvi,vo,rad,主要原因是真空管內(nèi)壓力很小,為分子自由換熱,輻射熱阻對(duì)溫度的敏感性較對(duì)流換熱熱阻更大。

圖5 進(jìn)口溫度對(duì)熱阻的影響Fig.5 Effects of inlet temperature on thermal resistance

3.2.3 真空管內(nèi)壓力對(duì)熱阻的影響

圖6為真空管內(nèi)壓力對(duì)4種熱阻的影響變化曲線。由圖6可知:整體上,真空管內(nèi)壓力主要對(duì)Rvi,vo,cov和Rvi,vo,rad的影響較大,這是由于當(dāng)真空管內(nèi)壓力<0.013 Pa時(shí),真空管間對(duì)流換熱形式為分子自由換熱,此時(shí)4種熱阻數(shù)值基本相同。因此,在真空管制造過(guò)程中,其真空管內(nèi)壓力要求<0.01 Pa即可。

圖6 真空管內(nèi)壓力對(duì)熱阻的影響Fig.6 Effects of vacuum pressure on thermal resistance of vacuum tube

3.2.4 SAC發(fā)射率對(duì)熱阻的影響

圖7為SAC發(fā)射率對(duì)4種熱阻的影響變化曲線。由圖7可知:SAC發(fā)射率對(duì)真空管間的輻射熱阻影響最大,并且隨著SAC發(fā)射率的提高,Rvi,vo,rad下降趨勢(shì)也逐漸平緩。由式(6)和(22)可知:SAC發(fā)射率與Rvi,vo,rad呈倒數(shù)關(guān)系,發(fā)射率越大,熱輻射損失越大,熱阻越小,且隨著SAC發(fā)射率增大,Rvi,vo,rad整體的變化趨勢(shì)降低。另外,隨SAC發(fā)射率增大,進(jìn)口溫度對(duì)Rvi,vo,rad的影響降低。

圖7 SAC發(fā)射率對(duì)熱阻的影響Fig.7 Effects of SAC emissivity on thermal resistance

3.3 方差分析

為了減少模擬次數(shù),同時(shí)全面了解各因素對(duì)熱性能的影響規(guī)律[22],采用方差分析法對(duì)上述4種因素進(jìn)行分析。采用表2數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,根據(jù)正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)原則,選擇L9(34)型方案,使用SPSS軟件完成正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì),結(jié)果如表3所示。

表2 因素水平Table 2 Factors and levels

表3 正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析Table 3 Orthogonal test results and analysis

由方差分析中的極差大小可知該列對(duì)應(yīng)的影響因素對(duì)集熱器熱效率影響程度的高低,數(shù)值越大,影響程度越高。由表3可知:4種因素對(duì)熱效率的影響程度由高到低排列為進(jìn)口溫度、真空管內(nèi)壓力、SAC發(fā)射率、直射輻射。試驗(yàn)中的最佳組合方式:直射輻射為800 W/m2、真空管內(nèi)壓力為0.01 Pa、SAC發(fā)射率為0.1和進(jìn)口溫度為300 K,此時(shí)集熱器熱效率為56.00%,熱阻分別為Rvi,e,cov=0.3 K/W、Rvi,vo,rad=557.4 K/W、Rvi,vo,cov=2 755.8 K/W、Rg,sky,rad=0.5 K/W。由圖3還可知:當(dāng)真空管內(nèi)壓力為0.01 Pa時(shí),若是將黑鉻涂層替換為低發(fā)射率的GRIST 70A涂層,集熱器熱效率可得到大幅提升。當(dāng)T*=0.22時(shí),使用GRIST 70A涂層的集熱器(HPETC-GRIST 70A)熱效率比使用黑鉻涂層的集熱器提升了約13.45%,可達(dá)到38.01%。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上述一維穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型的正確性,搭建了集熱器實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。集熱器安裝方式與理論條件一致,結(jié)構(gòu)參數(shù)與表1相同。為了測(cè)量環(huán)境溫度、風(fēng)速和太陽(yáng)直接輻射,配備了一臺(tái)精密氣象站(Kipp &Zonen公司生產(chǎn))。采用多路溫度巡檢儀(常州Applent Instruments Ltd.生產(chǎn),AT4516型)監(jiān)測(cè)歧管進(jìn)出口的流體溫度。蠕動(dòng)泵(Kamoer生產(chǎn),DIPump 550-B163型)可維持流體循環(huán)流量,并調(diào)節(jié)其在收集器中的流量。恒溫水浴槽(HH-2,國(guó)旺)能夠使進(jìn)口流體在一定范圍內(nèi)恒溫流入。試驗(yàn)平臺(tái)如圖8(a)所示。

圖8 集熱器實(shí)驗(yàn)平臺(tái)及理論與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.8 Experimental platform, comparison of theoretical and experimental results of collector

根據(jù)測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)《太陽(yáng)能集熱器熱性能試驗(yàn)方法(GBT 4271—2007)》[19],對(duì)集熱器熱性能進(jìn)行評(píng)估。實(shí)驗(yàn)于2022年1月16日至1月19日上午9時(shí)至下午14時(shí)進(jìn)行,并將實(shí)際條件下的理論與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較(圖8(b))。經(jīng)測(cè)試,使用的鏡面鋁反射鏡的反射率為0.94、玻璃蓋板透射率為0.94、真空管透射率為0.92、高溫除氧后的熱管蒸發(fā)段吸收率和發(fā)射率分別為0.88及0.72(293.15 K)。由于缺少可商用的SAC,吸收器表面并未涂有SAC,故需調(diào)整集熱器光學(xué)和熱力學(xué)模型:吸收器由真空管內(nèi)管變?yōu)闊峁苷舭l(fā)段。調(diào)整后的熱力學(xué)模型計(jì)算式為

(23)

式中:Qc為熱管蒸發(fā)段吸收的太陽(yáng)能量,W;Qvi為真空管內(nèi)管吸收的熱量,W。

Qvi計(jì)算式為

Qvi=nAptIbτgτvoαviρ

(24)

式中:Apt為拋物槽總開(kāi)口面積,m2;τg為玻璃蓋板透射率;τvo為真空管外管透射率;αvi為真空管內(nèi)管吸收率。

由圖8(b)和8(c)可知:總體而言,理論結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)相似,平均相對(duì)誤差為4.8%,驗(yàn)證了理論模型的準(zhǔn)確性。誤差來(lái)源:①集熱器箱體與環(huán)境之間存在一定熱交換;②拋物槽難以小批量制造,導(dǎo)致聚光精度較低,并存在一定的安裝誤差;③理論計(jì)算時(shí)未考慮真空管端部熱損失;④理論計(jì)算的蒸發(fā)段發(fā)射率為定值,實(shí)際情況下發(fā)射率隨溫度升高而變大;⑤實(shí)驗(yàn)存在一定測(cè)量誤差。

實(shí)驗(yàn)與理論誤差隨著歸一化溫差的增大,誤差差距不斷增大。擬合后的歸一化曲線斜率為集熱器吸熱體對(duì)環(huán)境空氣的總熱損系數(shù),根據(jù)文獻(xiàn)可知,熱損系數(shù)與熱阻呈倒數(shù)關(guān)系[23-24]。因此,總熱損系數(shù)越大,集熱器能量對(duì)外損失過(guò)程中的熱阻越小,這就導(dǎo)致?lián)p失的能量越多,熱損失越嚴(yán)重。當(dāng)太陽(yáng)直射輻射和環(huán)境溫度一定時(shí),進(jìn)口溫度越高(即T*越大),總熱損系數(shù)增大,集熱器總熱阻隨之減小,熱損失不斷加大;而當(dāng)進(jìn)口溫度與環(huán)境溫度一定時(shí),直射輻射越小,集熱器熱效率越大,這表明:在當(dāng)其他條件一定時(shí),集熱器的真空管內(nèi)管與外部環(huán)境間的總熱阻隨太陽(yáng)直射輻射的降低而增大。

5 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)了一種厚度僅124.5 mm的緊湊型熱管真空管太陽(yáng)能集熱器,可有效與建筑結(jié)合;為分析該集熱器熱性能,建立了一維穩(wěn)態(tài)傳熱模型,并利用該模型對(duì)集熱器傳熱特性進(jìn)行分析;搭建了實(shí)驗(yàn)平臺(tái),對(duì)理論模型進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)論如下:

1)當(dāng)T*=0.22時(shí),集熱器工作溫度為523.15 K,熱效率為24.56%。當(dāng)T*>0.07時(shí),所設(shè)計(jì)集熱器比CPC-T1和Truncated DSACPC型集熱器具有更高的熱效率。

2)隨著太陽(yáng)輻射的增大,熱管蒸發(fā)段與真空管內(nèi)管間對(duì)流換熱熱阻、玻璃蓋板與天空間的輻射熱阻和真空管內(nèi)管與外管間輻射熱阻逐漸減小,真空管內(nèi)管與外管間的對(duì)流換熱熱阻則不斷增大;其他條件保持一致下,進(jìn)口溫度對(duì)真空管內(nèi)管與其外管間輻射熱阻的影響最為顯著;當(dāng)真空管內(nèi)壓力<0.01 Pa時(shí),其變化對(duì)傳熱熱阻無(wú)明顯影響;SAC發(fā)射率對(duì)真空管間的輻射熱阻影響程度最大,并且隨著SAC發(fā)射率的提高,真空管內(nèi)管與其外管間輻射熱阻下降趨勢(shì)也逐漸平緩。

3)4種因素對(duì)集熱器熱效率的影響程度從小到大排列為直射輻射、SAC發(fā)射率、真空管內(nèi)壓力、進(jìn)口溫度。當(dāng)真空管內(nèi)壓力為0.01 Pa時(shí),集熱器選用發(fā)射率更小的SAC(GRIST 70A),其熱效率比使用黑鉻涂層的集熱器提升了13.45%,為38.01%(T*=0.22、T=523.15 K)。

4)所設(shè)計(jì)集熱器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、厚度薄、易與建筑屋面結(jié)合,同時(shí)集熱溫度高,具有較高熱效率(T=523.15 K,ηth=24.56%),可為建筑(空調(diào))和工業(yè)過(guò)程提供中溫?zé)崮堋?/p>