液浸冷卻聚光光伏系統中熱管二次散熱的實驗

陳為強，王一平，，黃群武，朱 麗

（1 天津大學化工學院，天津300072；2 天津大學建筑學院，天津300072）

在聚光光伏［1］發電系統中，高光強的注入將導致高熱量的產生（一般入射光的25%36%轉化為電能），使得電池溫度升高，大大降低了電池的效率，因此需要對電池進行有效的冷卻［2－3］。

聚光光伏發電系統中有主動散熱和被動散熱兩種方式，目前主動散熱方式比被動散熱方式效果明顯。進行中高倍聚光條件下去離子水對聚光電池進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，利用冷水對去離子水進行二次冷卻，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℃。大型聚光光伏系統都是處于荒漠地區，而水資源也是極其寶貴的，尤其是在缺水干旱地區。因此，研究新的二次散熱方式對于聚光光伏發電系統的發展具有重要的意義。熱管換熱器具有高效傳熱、低熱流阻力、質量輕、體積小等優點，在熱能利用領域中發揮了重要作用；分離式熱管換熱器由于蒸發段和冷凝段的分離，與整體式熱管相比具有諸多優點［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中二次散熱，考察分離式熱管換熱器的換熱性能，對于其它主動式聚光光伏的二次散熱研究提供了參考。

1 實 驗

1.1 實驗裝置

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

圖1 實驗平臺簡圖

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

分離式熱管的冷凝段主要由管束、通風機和框架三部分組成；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。通風方式為引風式，風機型號為YWFS－350。

圖2 蒸發器和冷凝器結構示意圖

1.2 分離式熱管換熱器設計計算

1.2.1 總熱負荷來源

該分離式熱管換熱器主要解決現有小型液浸聚光光伏發電系統的散熱。該液浸聚光光伏發電系統的聚光器由24塊條形平面玻璃鏡片組成，每塊玻璃鏡面的尺寸為：長1 m，寬0.05 m。假設玻璃的反射率為100%，太陽輻照度為一個標準太陽下，則接收器吸收的總熱量為：

實驗所用的聚光硅太陽電池是由ANU－CSES公司生產的高效單晶硅太陽電池，其平均發電效率為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計熱負荷為960 W。

1.2.2 熱管蒸發段設計依據

設計需要確定的參數為液浸冷卻介質的流量和進口溫度，空氣的進口溫度和流量及熱管有關參數（如管材、管內工質，翅片參數、管子排列方式等）。液浸冷卻介質的流量以及進口溫度都是根據小型液浸聚光光伏發電系統確定的。

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

由蒸發段計算公式［11］，管內Nu數計算如式（1）。

式中，Re為熱流體即水在管內中的雷諾數；Pr為水流體的普朗特常數。

管外傳熱系數即R600a側傳熱系數采用cooper公式［8］：

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

總傳熱系數的計算：

式中，α為管內換熱系數，W／（m2·K）；do、di為換熱管外、內徑，m；λ為管壁的導熱系數，W／（m·K）。

1.2.3 熱管冷凝段設計依據

空氣的最高進口溫度是由天津當地的環境溫度確定。已知參數：空氣流量為1850 m3／h，空氣進熱管換熱器溫度為40℃，銅管外徑為16 mm，壁厚1 mm，有效長度為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。

由冷凝段的計算公式［11］，管外換熱系數的計算見式（4）。

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

管內主要是層流膜狀凝結，用努塞爾公式［12］計算：

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

最后根據Q＝KAΔT可分別求得蒸發器和冷凝器所需的換熱面積，即可確定所需換熱器尺寸。最終設計的換熱器尺寸為：蒸發器，無縫鋼管外徑為273 mm，壁厚8 mm，長度為0.5 m，銅管每組長度為2.4 m；冷凝器銅管總數為24，排數為2排。

1.3 測試參數

采用Pt100熱電阻測量蒸發段、冷凝段工質和冷、熱源進出口溫度，精度為0.1℃，蒸發段出口裝有壓力表，量程為0.11.6 MPa，精度等級為1.0。采用轉子流量計測量介質流量，量程為0.161.6 m3／h，精度為1.5；風機與風道相連，以穩定風速；用風速儀進行測量風量，風速儀型號為VT－100，精度為±2%。

2 結果與分析

2.1 分離式熱管換熱器設計的實驗驗證

在水流量為0.52 m3／h，空氣流量為1850 m3／h，環境溫度為22℃條件下，其實驗結果與理論計算結果比較如表1所示。

表1 理論計算與實驗結果的比較

從表1可以看出，蒸發段實驗結果比理論計算結果大16.49%，冷凝段理論計算結果比實驗結果大13.5%。在換熱器設計時，當實驗值與理論值之比在15%25%范圍內為合理，說明上述設計方法合理。實驗結果中冷凝段的散熱量比蒸發段的散熱量小，可能是系統管路存在熱量損失，損失量占蒸發段的4.4%。

2.2 分離式熱管換熱器的啟動特性

由于在液浸聚光光伏系統中如果熱量不能夠及時帶走，將會導致電池工作溫度升高，甚至會損壞電池。為了保證熱管在啟動時間內電池的溫度不能過高，熱管啟動時間應盡可能縮短，以致熱管啟動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間內啟動。本實驗考察了水流量為0.52 m3／h，熱管充液率為59%，空氣流量為1850 m3／h，環境溫度在21℃下，換熱器啟動時蒸發段內熱管工質溫度隨水入口溫度的變化情況，如圖3所示。

圖3 熱管啟動時蒸發段工質溫度的變化

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

2.3 蒸發段中工質溫度對換熱系數的影響

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，環境溫度在21℃條件下，工質溫度對換熱系數的影響。保持其它參數不變，當蒸發段工作溫度升高時，熱流密度增加，使管壁的汽化核心數增加，氣泡攜帶的汽化潛熱流量增加。同時，脫落氣泡對壁面附近熱邊界層內熱流體的卷吸而產生的容積對流熱流量也增加，加強了兩相流體的擾動，從而強化了傳熱，最終使得傳熱系數增加。

圖4 傳熱系數與工作溫度的關系

2.4 水流量對蒸發段中換熱系數的影響

由圖5可以看出，在入口溫度相同的情況下，蒸發器中的換熱系數隨著Re的增加而增大，這主要是由于Re增大，則管內對流傳熱系數增加，從而導致總傳熱系數增加。但是在相同的Re下，隨著入口溫度的增加，蒸發器中的傳熱系數也增加，這主要是由于入口溫度增加，會導致蒸發器中工質工作溫度提高，強化傳熱，使傳熱系數增加。

圖5 蒸發段中傳熱系數與雷諾數Re的關系

2.5 不同充液率對蒸發器中傳熱系數的影響

由于該蒸發段結構為滿液式蒸發器，為了保證銅管都浸沒在工質中，最小工質充液率為59%，本實驗做了三組充液率，分別為59%、65%、70%，研究蒸發段的換熱系數，結果如圖6所示。

圖6 不同充液率下蒸發段中的傳熱系數

由圖6可以看出，在相同Re下，充液率為59%時的傳熱系數比充液率為65%和70%的換熱系數大，這是由于充液率增加后，工質質量增加，在相同的熱流密度下，工質的顯熱吸收增加，用于潛熱吸收的熱量減少，導致蒸發段中存在不飽和狀態。

通過對R600a在分離式熱管換熱器蒸發側的實驗數據的整理，回歸得到經驗公式 （7）。

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

圖7 實驗結果與計算結果的比較

3 結 論

對分離式熱管換熱器在液浸聚光光伏系統的散熱性能進行了模擬實驗研究，研究結果表明：

（1）該熱管換熱器在小型液浸聚光光伏系統工作下，熱管能在310 min內啟動并且及時地將該液浸聚光光伏發電系統中產生的熱量帶走，保證聚光電池在理想的溫度下工作。

（2）該熱管蒸發段中換熱系數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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