CC BY
147
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТА ТЕПЛОВЫХ ПОТЕРЬ КОЛЛЕКТОРА СОЛНЕЧНОЙ ЭНЕРГИИ С АБСОРБЕРОМ ИЗ
ПОЛИМЕРНЫХ ТРУБ
Ермуратский В.В.
Институт энергетики Академии Наук Молдовы Аннотация. В работе рассматривается определение полного коэффицента тепловых потерь коллектора солнечной энергии, абсорбер которого представляет собой регистр из полимерных труб, по результатам испытаний в нестационарных тепловых режимах при нулевом расходе воды и минимальном солнечном излучении.
Ключевые слова: коллектор солнечной энергии, абсорбер из полимерных труб, коэффицент тепловых потерь, испытания в нестационарном режиме.
DETERMINAREA COEFICIENTULUI DE PIERDERI DE CALDURA AL COLECTORULUI DE ENERGIE SOLARA CU ABSORBITORUL DIN TEVI POLIMERICE
Ermuratschii V.
Institutul de Energetica al Academiei de §tirnte a Moldovei Rezumat. in lucrare se examineaza determinarea coeficientului total de pierderi de caldura Uz al colectornlui de energie solara, absorbitorul caruia reprezinta un registru din tevi polimerice, conform rezultatelor experimentale in regimuri termice nestationare la un debit de apa de zero §i radiatia solara minima.
Cuvinte-cheie: captatorul energie solare, absorbitorul din tevi polimerice, coeficientului total de pierderi de caldura, incerare in regim nestationar.
DETERMINATION OF HEAT LOSS FACTOR OF SOLAR ENERGY COLLECTOR WITH THE ABSORBER MADE FROM POLYMERIC PIPES Ermuratskii V.
Institute of Power Engineering of the Academy of Sciences of Moldova Abstract. It is studied thermal loss factor of solar energy collector, which absorber represents the register made from polymeric pipes. Input data are results of tests in non-stationary thermal regime at the zero water flow rate and the minimum sunlight.
Keywords: solar energy collector, absorber from polymeric pipes, thermal loss factor.
Условные обозначения величин
Обозначение Наименование величины
At Разность между средней температурой абсобера и окружающей среды, ОС
А Расчётная площадь апертуры коллектора, м2.
UL Полный коэффициент тепловых потерь солнечного коллектора, Вт/К.
G Массовый расход теплоносителя, кг/а
R Эквивалентное термическое сопротивление теплопередачи от абсорбера к
окружающей среде, К/Вт.
to Начальное значение температуры абсорбера, заполненного водой, ОС.
к Температура окружающей среды, ОС.
Эквивалентная температура атмосферы, ОС.
Температура наружной поверхности прозрачного ограждения, ОС.
^2 Температура наружной поверхности прозрачного ограждения, ОС.
ї3 Температура поверхности абсорбера, ОС.
С Теплоёмкость абсорбера наполненного водой, Дж/К.
Дґо Разность температур абсорбера наполненного горячей водой и окружающей
среды т в начальный момент времени (т = 0),°С. Текущеее время, с
Аг Продолжительность интервала охлаждения абсорбера с водой, с
Тепловая постоянная времени солнечного коллектора, с.
Мощность поглощаемого в прозрачном ограждении солнечного излучения, Вт.
Мощность поглощаемого абсорбером солнечного излучения, Вт.
Конвективная термическая проводимость между прозрачным ограждением и
^2 окружающей средой, Вт/К. Радиационная термическая проводимость между прозрачным ограждением и
^3 окружающей средой, Вт/К. Термическая проводимость прозрачного ограждения, Вт/К.
Термическая проводимость между абсорбером и прозрачным ограждением,
Вт/К. Термическая проводимость между абсорбером и окружающей средой для потока
т тепла через теплоизоляцию корпуса, Вт/К. Масса абсорбера, кг.
т Масса воды в абсорбере, кг.
Мощность солнечного излучения, поглощаемого в прозрачном ограждении , Вт
Мощность солнечного излучения, поглощаемого абсорбером, Вт
Я Плотность теплового потока, Вт/м2
8 Толщина стенок труб абсорбера, м
Л Удельная теплопроводность материала стенок труб абсорбера, Вт/(К м).
С Теплоёмкость абсорбера наполненного водой, Дж/К.
С1 Удельная теплоёмкость материала абсорбера, Дж/(К кг).
С2 Удельная теплоёмкость воды, Дж/(К кг).
Введение
Применение тонких и недорогих полимерных материалов в коллекторах солнечной энергии является перспективным направлением создания конкурентоспособных конструкций. Одной из таких реализаций являются солнечные нагреватели воды ёмкостного типа с гибким полимерным абсорбером. Их производительность может быть достаточно высокой [1] , а масса и стоимость материалов низкой. В мировой практике достаточно широко распространена конструкция коллекторов проточного типа с плоским полимерным абсорбером, применяемых, в основном для нагрева воды в плавательных бассейнах.
Другой возможный вариант конструкции солнечного коллектора-это применение абсорбера в виде регулярного регистра труб, помещённого в теплоизолированнный корпус с верхним прозрачным ограждением (Рис.1). Коэффициент тепловых потерь иь и
оптический КПД - основные показатели, влияющие на их энергетическую и, соответственно, экономическую -эффективность солнечных коллекторов.
Рис.1 Внешний вид солнечного коллектора со снятым прозрачным ограждением
Коэффициент тепловых потерь коллекторов солнечной энергии является основной величиной, определяющей мощность потерь энергии из коллектора в окружающую среду:
Ы> = ААШ1 (1)
В формуле (1) фигурирует удельное значение коэффициента тепловых потерь, размерность которого Вт/(Км2). По значению этого коэффициента сравниваются коллекторы солнечной энергии, имеющие разные конструкции и площади апертуры. Этот коэффициент учитывает потери тепла через прозрачное и непрозрачное ограждение коллектора и через уплотнения между ними.
Коэффициент тепловых потерь коллекторов солнечной энергии может быть найден расчётным путём, как эквивалентная тепловая проводимость между абсорбером и окружающей средой [2,3]. Для этого применяются электротепловые модели теплообмена абсорбера с окружающей средой, в которой учитываются все виды теплопередачи (конвективной, радиационной и кондуктивной) между абсорбером и ограждением коллектора, а также между ограждением и окружающей средой. Пример такой модели
приведен на Рис. 2 [4]. В случае коллектора солнечной энергии, абсорбер которого представляет собой регистр из полимерных труб (Рис. 1 ) расчётный вариант определения коэффициента иь может быть недостаточно точным. Это связано с тем, что модели
конвективного теплообмена в замкнутом пространстве регистра труб и прозрачного ограждения коллектора наклонённого под разными углами к горизональной поверхности отсутствуют. Поэтому использование каких-то других моделей для расчётов конвективной компоненты тепловой проводимости между абсорбером и прозрачным ограждением коллектора приведёт к определённым неточностям в оценке иь .
Этот коэффициент может быть найден по результатам физических экспериментов в стационарном тепловом режиме, полученных при испытаниях коллектора в реальных условиях, в частности, при пропускании через него воды с заданной температурой и расходом. Однако в этом случае необходимо знать оптический КПД коллектора для расчёта мощности поглощения абсорбером лучистой энергии [1]. Расчётные значения этой величины для коллектора данной конструкции также являются недостаточно надёжными, так как поглощение энергии происходит на цилиндрических дискретных поверхностях полимерных труб с неизвестными оптическими свойствами. Для более точного определения значения иь, зависящего от конструкции коллектора и его положения в
пространстве, предлагается использовать результаты физических экспериментов для нестационарного теплового режима при нулевом расходе воды и в отсутствии облучения. Другими словами, рассматривается свободный переходный режим разрядки конденсатора С (Рис.2) при С = 0 и ^ = 0 на сопротивление К = \/иь.
Для упрощения решения поставленной задачи были приняты следующие допущения:
1. Поверхность труб полагалась изотермической.
2. Температура поверхности абсорбера полагалась равной температуре воды, находящейся в нём.
В реальных условиях поверхность абсорбера неизотермическая, вследствие неравномерности потоков тепла в различных направлениях: к прозрачному ограждению этот поток больше, чем в направлении дна корпуса коллектора. Однако, естественная конвекция воды внутри труб и теплопередача по стенкам труб уменьшают неравномерность распределения температуры по окружности труб. Расчёты показывают, что неравномерность температурного поля не превышает десятых долей градусов. Правомерность второго допущения можно обосновать тем, что термическое сопротивление между водой и внутренней поверхностью труб абсорбера незначительно, а температурный градиент в стенке труб мал, что следует из расчётов его значения по следующей формуле:
=q51 /1 (2)
При плотностях теплового потока порядка сотен Вт/м2 и 2мм толщины стенок трубы из полиэтилена градиент температур будет около 1-2 ОС.
С
Фиг.2 Исходная (а) и упрощённая (б) электротепловая модель коллектора при G = 0 и
Как известно, изменение потенциала (электрического или теплового,которым в нашем случае является температура ^) в отсутствии источников ^ и £2 при постоянных
температурах ^ и ^ описывается экспоненциальной функцией. В этом случае постоянная
врмени и температура абсорбера с водой расчитываются по следующим формулам:
Начальное значение температуры абсорбера, заполненного водой, находится просто, если известны массы абсорбера ( щ ) и воды ( щ), удельные теплоёмкости ( с ) и (с2 ),а также их начальные температуры (^ ) и (ґ2). Учитывая, что заполнение абсорбера водой происходит за время существенно меньшее, чем тепловая постоянная времени коллектора т(, можно принять, что потери тепла в окружающую среду на этом этапе отсутствуют. Используя закон сохранения энергии при адиабатическом теплообмене в системе абсорбер-вода, начальная температура системы ^ определяем по формуле:
щсЛ,+пг,с^ , „ч
*о = ^ 1 1 2 2 2 (4)
Значение теплоёмкости С находится по известной формуле:
Через некоторый интервал времени Arc момента начала эксперимента вода сливается из коллектора и одновременно измеряется её температура. Измеренные при сливе значения температуры воды усредняют, и принимают как расчётное значение температуры системы абсорбер-вода в конце периода охлаждения. Используя выражение (3) при г = А г, находят rt, а из (2) значение U L . Изменяя условия эксперимента, например, угол наклона солнечного коллектора к горизонтальной поверхности, можно определить
51=52=0
(2)
t=At0exp(-T lrt) + ta
(3)
С = n\cY + m2c2
(5)
влияние этих условий на значение и ь. Проводя серию таких экспериментов при
различных начальных температурах ^ можно получить зависимость и ь от этой
температуры и т.д. Конструктивными факторами, влияющими на значение и ь , являются
прозрачное и непрозрачное ограждение, а также параметры абсорбера (диаметр и форма труб, материал, а также расстояние между трубами).
Плоский рефлектор, служащий для повышения производительности коллектора и защиты абсорбера от перегрева и прозрачного ограждения от повреждения градом, также влияет на и ь.
Из изложенного выше следует, что эксперименты необходимо проводить при условиях,когда температура окружающей среды постоянна или мало изменяется за время Ат. Эти изменения можно учесть, усредняя температуры ^, наблюдаемые в интервале времени единичного эксперимента Ат.
Следует отметить, что при таком упрощённом методе определения иь не учитывается теплоёмкость ограждения абсорбера (корпуса, теплоизоляции, прозрачного ограждения и других элементов конструкции). При этом значения иь получаются несколько
завышенными. Более точные результаты могут быть получены, если обеспечивать в начале экспериментов прогрев конструкции до температуры близкой к среднему значению температуры абсорбера за время А г. Это, однако, усложнит эксперимены и увеличит время, необходимое для их проведения. Источником погрешностей может быть неполное исключение инсоляции коллектора лучистой энергией, поскольку даже при выполнении экспериментов при отсутствии прямого излучения, остаётся рассеянное излучение, действие которого приводит к занижению значения и ь .
Указанные явления (поглощение тепла элементами конструкции и рассеянное излучение) оказывают противоположное влияние на определяемую величину. Сделав оценки вкладов этих процессов в конечный результат, можно выбрать условия, при которых компенсация будет близкой к полной, например, проводя эксперименты в утренние часы, когда прямая радиация отсутствует, а рассеянная мала. Если проводить такие эксперименты в помещении, то будут получены заниженные значения иь. В реальных условиях
радиационная составляющая потерь тепла с верхней поверхности прозрачного ограждения будет больше, из-за более низкой эквивалентной температуры атмосферы [3].
Важным является вопрос о том, каким должен быть интервал охлаждения Ат . При малом интервале возрастают погрешности определения и ь из-за неточности измерения
температур. При больших продолжительностях охлаждения коллектора увеличивается погрешность обусловленная изменениями внешних условий (температуры окружающей среды, облачности, средней скорости ветра). Для оценки минимально допустимого интервала Ат можно предварительно рассчитать диапазон ожидаемых значений г,,
подставляя в формулу (2) значения иь, найденные из расчётов по электротепловой схеме
замещения или значения, приводимые в литературных источника. Продолжительность процесса охлаждения Дг может быть принята равной (0.1-1) т{. При этом меньшее
значение Д т берётся при большой разности температур в начале эксперимента (At0) и наоборот. Более обоснованный подход к определению интервала Дг можно получить из анализа возникающих погрешностей.
Заключение
Рассмотрена методическая основа определения полного коэффициента тепловых потерь солнечного коллектора UL с абсорбером из полимерных труб по результатам испытаний в свободном режиме охлаждения при отсутствии облучения и нулевом расходе воды. Основными величинами, влияющими на точность определения UL являются : данные о
теплофизических свойствах материала труб абсорбера, а также степень экранирования коллектора от источников излучения и продолжительность интервала охлаждения. Полученные из экспериментов данные по значению U могут быть использованы для
построения моделей мгновенного КПД как первого так и второго порядков. Далее эти модели позволят рассчитать суточную и долговременную производительности коллектора с абсорбером из полимерных труб.
Литература
1.Ермуратский В.В., Капралов А.И. Производительность солнечных нагревателей воды ёмкостного типа с гибким полимерным абсорбером. Проблемы региональной энергетики. 2008, №2.
2.Дорошенко А.В., Шестопалов К.А. Перспективы развития солнечной энергетики. Проблемы региональной энергетики. 2008, №2.
3.John A. Duffie (Deceased), William A. Beckman Solar Engineering of Thermal Processes. (Third Edition) JOHN WILEY & SONS,INC. N.Y. 2006-908p.
4. ЕрмуратскийВасилий, Ермуратский Владимир, Ермуратский Пётр. Уточнённая методика расчёта режимов работы солнечных нагревателей воды ёмкостного типа. Проблемы региональной энергетики. 2008, №1.
