空冷型PV/T 集热器通道结构优化分析

2020-12-16鲁朝阳康张阳李满峰

可再生能源 2020年12期

鲁朝阳，康张阳，李满峰

（华北水利水电大学环境与市政工程学院，河南郑州 450046）

0 引言

自工业革命以来，化石燃料满足了人们大部分的能源需求。由于人们对能源需求不断增加，且常规化石燃料储备下降，因此，须要寻求其他形式的能源来代替化石燃料。太阳能具有储量丰富、可再生和无污染等优点，因此，受到人们的广泛关注。光伏光热（Photovoltaic/Thermal， PV/T）系统是一种太阳能利用系统，该系统可以将太阳能同时转化为电能和热能，并能够改善太阳能集热器的集热效率以及光伏发电系统的光电转化效率，有效提高太阳能的综合利用效率[1]。

学者们对PV/T 系统进行了大量研究。董丹根据冷却介质的不同，将PV/T 集热器分为水冷型PV/T 集热器、空冷型PV/T 集热器和制冷剂型PV/T 集热器[2]。郑庆琳对2 种不同结构的PV/T集热器进行实验研究，实验结果表明：无空腔PV/T集热器的冷却性能和发电效率优于有空腔PV/T集热器；有空腔PV/T 集热器的热效率高于无空腔PV/T 集热器[3]。 Yang 对一种新型双进口建筑集成光伏/光热（BIPV/T）系统的热特性进行了实验研究，实验结果表明，使用2 个进气口的BIPV/T系统的热效率比使用1 个进气口的BIPV/T 系统的热效率高出5%；使用半透明光伏组件的BIPV/T系统的热效率比使用不透明光伏组件的BIPV/T系统的热效率高出7.6%[4]。郭超提出了一种将加热水和加热空气功能相结合的多功能太阳能PV/T集热器，通过研究发现，该集热器可以实现太阳能的高效利用[5]。 Zhang 基于有限体积法，建立了平板太阳能集热器的数值模型，并根据模拟结果分析了吸收板厚度，集热器管间距、长度、直径和保温层厚度等参数对该集热器稳态热性能的影响[6]。郭嘉建立了太阳能PV/T 集热器热电数值模型，并采用迭代法对电热参数进行耦合求解，模拟结果表明：夏季工况下太阳能PV/T 集热器的热效率高于冬季工况下；冬季正午太阳能PV/T 集热器的电功率高于夏季正午太阳能PV/T 集热器的电功率[7]。

学者们对空冷型PV/T 集热器进行研究发现，在强制通风条件下，一般有2 种送风方式：一种是从空冷型PV/T 集热器进口处向流道内送风，这种送风方式能够保持流道内部压力为正值，并且使得该集热器的局部换热效果较好，因此，这种送风方式适用于发热部位比较集中的情况；另一种是从空冷型PV/T 集热器出口向流道内送风，这种送风方式能够保持流道内部的压力为负压，且送风均匀，适用于发热部位分布均匀、风道比较复杂的情况。

本文基于常规PV/T 集热器的结构，改变了集热器进出口的渐缩、渐扩通道的结构参数，通过数值模拟得到集热器内部流场和温度场的分布情况，并将数值模拟结果和实验结果进行对比，以验证模型结果的准确性。此外，本文还根据模拟结果分析了PV/T 集热器结构对自身各项参数的影响。

1 模型构建与验证

1.1 几何与物理模型

空冷型PV/T 集热器的结构图如图1 所示。该集热器由玻璃盖板，光伏块，吸热板，空气进、出口，渐缩、渐扩通道，连接管和保温层构成。其中：玻璃盖板为单层玻璃；太阳能电池层置于吸热板上；吸热板和玻璃盖板之间存在空气夹层；吸热板与背面保温层之间存在空气流道。

图1 空冷型PV/T 集热器的结构图Fig.1 The structure of air-cooled PV/T collector

空冷型PV/T 集热器的结构尺寸见表1。

表1 空冷型PV/T 集热器结构尺寸Table 1 Dimensions of the air-cooled PV/T collector mm

空冷型PV/T 集热器的吸热板和保温层材料分别为铝和玻璃纤维，玻璃盖板材料为普通玻璃。各材料物性参数见表2。

表2 材料的物性参数Table 2 Physical parameters of the materials

1.2 数学模型

空冷型PV/T 集热器各部分相关参数的示意图如图2 所示。图中：G 为太阳辐射强度，W/m2；ha为玻璃盖板与空冷型PV/T 集热器周围环境之间的对流换热系数，W/（m2·K）；he，g为玻璃盖板与空冷型PV/T 集热器周围天空之间的辐射换热系数[5]，W/（m2·K）；Rp，pv为吸热板与光伏板之间的热阻，（K·m2）/W；hg，pv为玻璃盖板与光伏板之间的复合传热系数，W/（m2·K）；Epv为光伏板的发电功率，W/m2；hb，f为背面保温层与流道空气之间的对流换热系数，W/（m2·K）；hp，f为吸热板与流道空气之间的对流换热系数，W/（m2·K）；hp，b为吸热板与背面保温层之间的辐射换热系数[5]，W/（m2·K）；ub为保温层对外界环境的传热系数[5]，W/（m2·K）。

图2 空冷型PV/T 集热器各部分相关参数的示意图Fig.2 Schematic diagram of heat exchange coefficients of the air-cooled PV/T collector

为简化分析，本文作出如下假设：①空冷型PV/T 集热器在稳态条件下工作； ②空冷型PV/T集热器的物理参数为常数，空气为理想气体；③粘附层和光伏电池的温度相等，并忽略了粘附层的热容量。

玻璃盖板的传热方程为

式中：Ta为空冷型PV/T 集热器周围环境的温度，K；Tg为玻璃盖板的温度，K；Te为有效天空温度，Te=0.055 2Ta1.5[5]，K；Tpv为光伏板的温度，K；αg为玻璃盖板对太阳辐射的吸收率。

玻璃盖板与光伏组件之间的传热由辐射和对流两部分组成，玻璃盖板与光伏板之间复合传热系数hg，pv的计算式为[5]

式中：σ 为斯蒂芬-波尔兹曼常数；εg为玻璃盖板的发射率；εpv为光伏板的发射率；εblack为黑色涂层的发射率；ka为空气热导率，W/（m·K）；d 为空气夹层的高度，m；ζ 为填充因子，ζ=Apv/Ac；Apv为光伏电池面积，m2；Ac为吸热板面积，m2；Nu 为Nusselt 数。

对于倾斜角度为0～70°的空冷型PV/T 集热器，参考文献[5]给出了Nusselt 数。

光伏模块的传热方程为

式中：Tp为吸热板温度，K；（τα）pv为光伏板的有效透射吸收积[5]。

Epv的计算式为[5]

式中：τg为玻璃盖板对太阳辐射的透射率；ηref为标准工况下的光伏发电效率，取10%；Br为PV 电池的温度系数，取0.004 5 K-1；Tref为标准工况温度，取298.15 K。

吸热板的传热方程为

式中：Tfm为流道内空气的平均温度，K；Tb为背面保温层的温度，K。

流道中空气的传热方程为

式中：m 为空气的质量流量，kg/s；ca为空气的比热容，J/（kg·K）；w 为空气流道的宽度，m；Tf为流道内空气温度，是沿空气流动方向的函数，K。

背面保温层的传热方程为

1.3 数值模型

数值计算中模型采用速度入口、压力出口的边界条件，内壁面均采用无滑移边界条件。根据太阳照射下空冷型PV/T 集热器的传热数学模型，对该模型各结构边界进行边界条件设置。由于太阳光能够直接照射到玻璃盖板的上表面，玻璃盖板与外界环境之间存在对流换热和辐射换热，因此，在该模型中，玻璃盖板的外表面设置为Mix 边界条件，其他结构的外表面设置为Convention 条件。吸热板的材质为铝。单晶硅电池层置于吸热板上，未被单晶硅电池层覆盖的吸热板有黑色吸收涂层，并且该吸热板的厚度只有3 mm，因此，在模拟中将吸热板与单晶硅电池层视为同一材质，对太阳辐射的吸收率和反射率也视为相同。吸热板上部与空气夹层接触，吸热板下部与空气流道接触，存在流固耦合传热现象，考虑到吸热板厚度的原因，将吸热板设置为具有厚度的壁面，并选择耦合边界条件，进行热量传递计算。本文采用有限容积法对控制方程进行离散，离散方程选择二阶迎风格式，选用合适的亚松弛因子，以及SIMPLE 算法对空冷型PV/T 集热器内压力与速度的耦合进行处理。在模拟过程中，对于空气夹层内的空气采用Boussinesq 假设，可以减少在小温差和自然对流条件下的计算量，从而加快模拟计算的收敛速度。

1.4 效率分析

空冷型PV/T 集热器的热效率可定义为出口和入口之间工作流体的热增益除以入射太阳辐射度，根据参考文献[5]可知，空冷型PV/T 集热器的热效率ηth的计算式为

式中：Tout，Tin分别为空气出口、进口温度，K。

空冷型PV/T 集热器的电效率ηpv为

由于热能和电能的品质不同，本文采用参考文献[8]提出的光热光电性能综合效率，因此，该空冷型PV/T 集热器综合效率ηf的计算式为

式中：ηpower为火力发电厂热能向电能的转换系数，取0.38。

2 模拟结果与讨论

2.1 网格与模型有效性验证

本文采用六面体结构化网格进行模型网格划分，空冷型PV/T 集热器网格示意图如图3 所示。

图3 空冷型PV/T 集热器网格示意图Fig.3 The schematic diagram of air-cooled PV/T collector mesh

模拟过程中，设定太阳辐射强度G 为787 W/m2，空气入口温度取空冷型PV/T 集热器周围环境温度Ta为283 K，空气质量流量Q 为0.039 kg/s，该模型倾斜角为35°、朝向正南。吸热板温度取沿空气流向均匀分布在吸热板背面中轴线上的3 个温度测点的平均温度。空冷型PV/T 集热器出口温度取出口横向均匀分布的3 个温度测点的平均温度。当网格数量不同时，空冷型PV/T 集热器综合效率随网格节点数量变化趋势如图4 所示。

图4 空冷型PV/T 集热器综合效率随网格数量的变化趋势Fig.4 The trend of air-cooled PV/T collector comprehensive efficiency with the number of mesh

由图4 可知，当空冷型PV/T 集热器的网格数为202.9 万时，其综合效率比网格数为313.9 少0.3%。因此，网格数为202.9万时，可以满足测量精度要求，获得了网格无关性的解。在下面的计算中，本文以相同的方式对模型网格节点进行划分。

图5 为空冷型PV/T 集热器的空气出口温度和吸热板温度的模拟值和实验值随该集热器进口温度Tin的变化情况。为验证模拟结果的准确性，本文改变空气入口温度Tin，并将Tin分别设为283，293，303，313 K，得到的空气出口温度Tout，Num和吸热板温度模拟值Tp，Num与参考文献[5]中的实验值Tout，Exp，Tp，Exp进行比较。

图5 空冷型PV/T 集热器的空气出口温度和吸热板温度模拟值和实验值随该集热器进口温度Tin 的变化情况Fig.5 The simulated and experimental value of the air-cooled PV/T collector outlet and the heat absorbing plate temperature vary with the collector inlet temperature Tin

由图5 可知，空冷型PV/T 集热器出口温度和吸热板温度模拟值与参考文献中的实验值的平均偏差分别为3.8%和1.7%，由此可知，本文的模拟值与参考文献中的实验结果有较好的一致性，因此，该模型可用于空冷型PV/T 集热器的数值模拟研究。

2.2 模拟结果分析

图6 为空冷型PV/T 集热器空气流道内部速度云图。

图6 空冷型PV/T 集热器空气流道内部速度云图Fig.6 The velocity distribution in air flow passage of PV/T collector

图7 为空冷型PV/T 集热器空气流道截面温度分布云图。

图7 空冷型PV/T 集热器空气流道截面温度分布云图Fig.7 The temperature distribution in the cross section of the air flow passage of PV/T collector

图8 空冷型PV/T 集热器吸热板温度分布云图Fig.8 The temperature distribution of heat absorption plate of PV/T collector

图8 为空冷型PV/T 集热器吸热板温度分布云图。由图6（a）可知，空冷型PV/T 集热器空气流道内部的气流分布不均匀，该流道中部气流速度较大，该集热器的进口处渐扩通道与腔体两侧流速较小，并出现涡流。由图7（a），8（a）可知，渐扩、渐缩通道和流道两侧温度明显高于中间部位的温度，吸热板两侧的温度明显高于中间部位的温度。结合图6 可知，高温区域正是流道内部流速较小、出现涡流的区域，因此，本文认为涡流区域是造成流域局部热量堆积、温度升高的主要原因，对空冷型PV/T 集热器的综合效率影响较大。

由图6（a），7（a），8（a）可知，空冷型PV/T 集热器的连接管会对入口空气的流动产生不利影响，因此，去掉该集热器两端的连接管，将渐扩通道出口与空气流道完全接合，保留原来的边界条件进行模拟，模拟结果如图6（b），7（b），8（b）所示。由图6 可知，虽然改变后的模型不能减小入口和流道两侧的涡流面积，但是增大了空气在入口和流道两侧的流速；由图7，8 可知，去掉连接管会降低空气流道截面温度和吸热板温度。

表3 为空冷型PV/T 集热器渐扩通道进口与渐扩通道出口面积比m。

表3 空冷型PV/T 集热器渐扩通道进口与渐扩通道出口面积比mTable 3 The area ratio m between the inlet of the gradually expanding channel and the outlet of the gradually expanding channel of air-cooled PV/T collector

本文在改变后模型的基础上，分析了渐扩通道进口面积与渐扩通道出口面积（即空气流道截面积）比m 以及空气质量流量对空冷型PV/T 集热器效率的影响。

2.3 渐扩通道进口与渐扩通道出口面积比m 对空冷型PV/T 集热器效率的影响

图9 为空冷型PV/T 集热器热效率随面积比m 的变化趋势。

图9 空冷型PV/T 集热器热效率随面积比m 的变化趋势Fig.9 The trend of thermal efficiency of air-cooled PV/T collector with area ratio m

由图9 可知，空冷型PV/T 集热器热效率随m的增大而升高。当Q 一定，m 为0.584 时，该集热器热效率较大，且当m 由0.221 增大至0.584 时，空冷型PV/T 集热器热效率增长率较大，为73.1%；当m 一定，Q 为0.049 kg/s 时，该集热器热效率较大，为59%。

图10 空冷型PV/T 集热器电效率随面积比m 的变化趋势Fig.10 The trend of electrical efficiency of air-cooled PV/T collector with area ratio m

空冷型PV/T 集热器电效率随m 的增大先降低后升高。当Q 一定，m 为0.498 时，该集热器电效率较小，且m 从0.221 增大到0.498 时，电效率降低了7.3%；当m 一定，Q 为0.029 kg/s 时，该集热器电效率较小，为8.6%。

图11 为空冷型PV/T 集热器综合效率随面比m 的变化趋势。

图11 空冷型PV/T 集热器综合效率随面积比m 的变化趋势Fig.11 The trend of comprehensive efficiency of air-cooled PV/T collector with area ratio m

由图11 可知，空冷型PV/T 集热器综合效率随着m 的增大而升高。当Q 一定，m 为0.584 时，该集热器的综合效率较大；当m 一定，Q 为0.049 kg/s 时，该集热器的综合效率较大，为73.6%；当Q 为0.044 kg/s，m 由0.221 增大到0.584 时，该集热器的综合效率增长了49.7%。 m 的增大改变了空气在流道内的流动轨迹，使得在流道内空气向两侧涡流区域扩散分布，有利于带走涡流区域聚集的热量，因此，空冷型PV/T 集热器热效率会随m 的增大而升高。但当m 从0.221 增大到0.498时，流道中部区域空气速度有所降低，吸热板的温度升高，导致集热器电效率降低。由于热效率在集热器综合效率中的比重较大，所以，虽然该集热器的电效率有所降低，但是空冷型PV/T 集热器的综合效率变化趋势与热效率变化趋势一致。

2.4 空气质量流量对空冷型PV/T 集热器效率影响

图12 为空冷型PV/T 集热器的热效率随空气质量流量的变化趋势。

图12 空冷型PV/T 集热器热效率随空气质量流量的变化趋势Fig.12 The trend of thermal efficiency of air-cooled PV/T collector with air mass flow rate

由图12 可知，不同m 条件下，当Q 逐渐增大时，空冷型PV/T 集热器热效率的变化趋势不同。当m 分别为0.221，0.498，0.584 时，该集热器的热效率随着Q 的增加而升高，且当m 为0.584 时，该集热器的热效率较大，增加了12.6%；当m 分别为0.280，0.346，0.418 时，该集热器的热效率随着Q 的增加而降低，且当m 为0.280 时，该集热器的热效率降低了8.6%。

图13 为空冷型PV/T 集热器的电效率随空气质量流量的变化趋势。

图13 空冷型PV/T 集热器电效率随空气质量流量的变化趋势Fig.13 The trend of electrical efficiency of air-cooled PV/T collector with air mass flow rate

由图13 可知，空冷型PV/T 集热器电效率随着Q 的增加大而升高。当m 一定，Q 为0.049 kg/s时，该集热器的电效率较大；当Q 一定，m 为0.221 时，该集热器的电效率较大，为9.7%。当Q从0.029 kg/s 增大到0.049 kg/s 时，若m 为0.498，则该集热器电效率的最大增长率为7.4%。

图14 为空冷型PV/T 集热器的综合效率随空气质量流量的变化趋势。