The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system

Previously developed photoenergetic system based on siliconmultijunction solar cells with vertical diode cells or gallium arsenidesolar cells, which has a positioning and control facility,which increases the amount of light energy that comes to thesurface of photoenergetic system has many advantages...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2017
1. Verfasser:	Zaitsev, R.
Format:	Artikel
Sprache:	Ukrainisch
Veröffentlicht:	Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine 2017
Schlagworte:	heat exchanger unit coolant solar panels combined photoenergy system
Online Zugang:	https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/59
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Vidnovluvana energetika
Завантажити файл:

Institution

Vidnovluvana energetika

_version_	1871103112579645440
author	Zaitsev, R.
author_facet	Zaitsev, R.
author_institution_txt_mv	[ { "author": "R. Zaitsev", "institution": "National Technical University of Ukraine \"Igor Sykorsky Kyiv Polytechnic Institute\"" } ]
author_sort	Zaitsev, R.
baseUrl_str	https://ve.org.ua/index.php/journal/oai
collection	OJS
datestamp_date	2026-07-18T06:32:08Z
description	Previously developed photoenergetic system based on siliconmultijunction solar cells with vertical diode cells or gallium arsenidesolar cells, which has a positioning and control facility,which increases the amount of light energy that comes to thesurface of photoenergetic system has many advantages. Suchphotoenergetic system will produce electricity and heat water, aswell. But significant weaknesses connected with a uniform coolingof installed solar cells were detected and need a separate solution.Based on aforesaid, the aim of this work was to make mathematicalmodelling of the main parameters of heat transfer blockfor such photoenergetic system based on heat transfer generalpatterns for forced fluid circulation case.Using theoretical study it was considered two options of construction:construction with a large area of the heat exchanger,and construction that has a large coefficient of heat transfer inheat exchanger area that is close to heat receiving surface. Basedon carried calculations the basic construction of a flat heat exchangerhas been improved by the insertion of microchannels forincreasing heat transfer coefficient. Heat exchanger block isdesigned as a finished unit with implementation turbulent flow init, which allows obtaining heat transfer coefficient of18 kW/(m2×k).Analysis of the received heat pictures allows concluding that atthe flowing liquid speed 0.3 m/s for the proposed construction ofthe heat exchanger sufficient uniformity of cooling surface isachieved. In this case, the maximum temperature does not exceed43.5oC, which is sufficient for effective solar cell work withoutreducing efficiency. Along with this, flowing liquid speed reducingleads to loss of cooling uniformity and to significantly increasingof the surface temperature more than 60oC, which isunacceptable.Flow analysis confirmed the turbulent regime of the flow, whichgives the maximum possible heat transfer coefficient.
first_indexed	2025-07-17T11:37:10Z
format	Article
fulltext	СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 50 УДК 621.311.171 Р.В.Зайцев, канд.техн.наук (Національний технічний університет "Харківський політехнічний інститут", Харків) Процеси теплопередачі у теплообмінному блоці комбінованої фотоенергетичної установки У роботі розглядаються особливості підбору теоретичного підґрунтя та математичне моделювання теплових процесів у теплообмінному блоці для комбінованої фотоенергетичної установки. За результатами моделювання проведено вдоскона- лення та розробку високоефективного теплообмінного блоку з мікроканалами. Апробація запропонованого блоку підтвер- дила його високу ефективність за рахунок реалізації турбулентного режиму протікання теплоносія. Використання такого теплообмінника дозволить підвищити якість і рівномірність охолодження сонячних батарей та зменшити затрати енер- гії на циркуляцію рідини. Бібл. 16, рис. 4. Ключові слова: теплообмінний блок, теплоносій, сонячна батарея, комбінована фотоенергетична установка. Orcid: 0000-0003-2286-8452 1. Вступ. Світові тенденції розвитку енерге- тичного ринку та пов’язаного з цим зростання споживання природних енергетичних ресурсів переконливо показують необхідність пошуку до- даткових джерел енергії, які змогли б компенсу- вати нестачу наявних ресурсів, а в ідеалі – повні- стю замінити їх. Як свідчить практичний досвід США, Японії, Німеччини, один зі шляхів розв’язання цієї задачі пов’язаний з перетворен- ням сонячної енергії в електричну за допомогою напівпровідникових фотоелектричних перетво- рювачів (ФЕП). Найбільш розповсюдженим типом ФЕП є приладові структури на основі моно- та полікри- сталічного кремнію товщиною до 200 мкм. Осно- вною проблемою їх широкомасштабного викори- стання є висока ціна електричної енергії, яку во- ни виробляють, що обумовлено високою матері- ало- та енергоємністю технологічного процесу виготовлення. Для зниження ціни ФЕП перспек- тивним є використання систем, які працюють в умовах концентрованого сонячного випроміню- вання. Використання дзеркал дозволяє в сотні разів знизити витрати ФЕП. Проте застосування ФЕП на основі кремнію традиційної конструкції при концентрованому сонячному випромінюван- ні призводить до зниження ККД на порядок [1, 2]. В той же час використання багатоперехідних кремнієвих ФЕП з вертикальними діодними ко- мірками з підвищенням інтенсивності сонячного опромінення демонструє підвищення ККД [3, 4]. Розроблена раніше [5] фотоенергетична установка на основі багатоперехідних кремнієвих ФЕП з вертикальними діодними комірками або з ФЕП на основі арсеніду галію, яка має систему позиціювання та управління, що дозволяє збіль- шити кількість світлової енергії, яка надходить на поверхню енергетичної установки, має багато переваг. Така фотоенергетична установка буде виробляти не тільки електричну енергію, а й теп- лу воду. Але поряд із цим виявилися суттєві не- доліки щодо рівномірного охолодження встанов- лених ФЕП, котрі потребували окремого вирі- шення [6–8]. 2. Постановка завдання. Виходячи з викла- деного, метою цієї роботи було проведення ма- тематичного моделювання основних параметрів теплообмінного блоку для такої фотоенергетич- ної установки на основі загальних моделей теп- лообміну при примусовій циркуляції рідини. 3. Методика дослідження. Згідно з загаль- ними стандартними вимогами до фотоенергетич- них установок для роботи з промисловим облад- нанням вихідна напруга сонячної батареї (СБ) повинна становити не більше UNM = 48 В; струм навантаження – ІNM = 10,4 А; електрична потуж- ність, що СБ віддає у навантаження – РNM до 500 Вт. Звідси при SSB ≈ 100 см2 можна розраху- © Р.В.Зайцев, 2017 СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 51 вати питому електричну потужність РNM, яку має віддавати у навантаження 1 см2 такої СБ і котра дорівнює 5 Вт/см2. Однак, поряд із цим, при мак- симально можливому ККД ФЕП, наприклад, на основі арсеніду галію, на рівні 30%, для забезпе- чення необхідних параметрів на поверхню СБ має надходити світло з питомою потужністю не менше 16,7 Вт/см2. А отже потужність 11,7 Вт/см2 буде надлишковою і надходитиме до СБ і теплообмін- ника у вигляді теплової енергії, що призводитиме до суттєвого і швидкого перегрівання СБ [9, 10]. Площа апертури дзеркал системи, що конце- нтрує, Sa  2,4 м2. При потужності сонячного ви- промінювання Ps = 1000 Вт/м2 енергія, яка над- ходить на цю площу, Qs = 2396 Вт. За рахунок обрання більш якісного матеріалу для дзеркал, частка енергії, що надходить до фотоприймальної пластини після врахування коефіцієнта відбиття від дзеркал (rz = 0,95), а також процесів відбиття та поглинання в системі пластина-скло, яка вра- ховує поглинаючу здатність  [11], маємо: Qs1 = rzQs () = 1761 Вт (це відповідає ефектив- ному коефіцієнту концентрації Keff = 386). Після перетворення частки цієї енергії в електричну з коефіцієнтом корисної дії  = 30%, що дає Qs2 = 528 Вт електричної енергії, в теплову енер- гію переходить Qs3 = Qs1(1–) = 1233 Вт, що до- зволяє більш ефективно використовувати енер- гію сонця [12, 13]. Для визначення коефіцієнта теплопередачі при заданій температурі теплоносія і температурі поверхні, що обтікається, необхідно визначити градієнт температури на стінці теплообмінника. Градієнт температури можна визначити з рішення рівняння енергії, котре в свою чергу залежить від розподілу швидкості потоку в області протікання, що розглядається. В загальному вигляді рішення задачі конвективного теплообміну для протікання рідини вздовж площини зводиться до рішення на- ступної системи диференціальних рівнянь (1): 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 0, 1 , 1 , . yx yx x x x x y x y y y y y x y y x y p ww x y ww w w ww w g x y x y x w w w w w w w g x y x y y T T T T Tw w x y c x y p RT                                                                                            , (1) Така система рівнянь у загальному вигляді не піддається аналітичному вирішенню, тому роз- глядаються окремі випадки. 3.1. Тепловіддача при русі рідини в пря- мих гладких трубах. При русі рідин і газів у трубах і каналах існують ламінарний (Ref,d ≤ 2300), турбулентний (Ref,d ≥ 104) і перехі- дний від ламінарного до турбулентного (2300 < Ref,d < 104) режими течії рідини. Визначальні параметри для розрахунку кри- терію Рейнольдса: T0 = Tf = 0,5·(Tf,in + Tf,out) – середня температура рідини в трубі; Ro = din – внутрішній діаметр труби; w0 = G/(ρ·f) – середня по перерізу труби швид- кість руху рідини. 3.1.1. Тепловіддача при ламінарному ре- жимі руху рідини в трубах (Re ≤ 2300). Тепло- віддача в трубах при стабілізованому перебігу і стабілізованому теплообміні може бути розрахо- вана при Tw = const і при qw = const за наближе- ною формулою [11]: 4 ,u tN  (2) де поправку εt розраховують за формулою: 0,25.fl t w Pr Pr         (3) СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 52 При ламінарному режимі руху в прямих гла- дких трубах і наявності ділянок гідродинамічної та теплової стабілізації для більш точної апрок- симації експериментальних даних виділяють два підрежими: ламінарний в’язкісний і ламінарний в’язкісно-гравітаційний. Ламінарний в’язкісний режим течії має місце при числах Релея Ra < 8·105, а ламінарний в’язкісно-гравітаційний ре- жим при Ra ≥ 8·105. Тепловіддача при ламінарному в’язкісному режимі руху рідини в трубах (Re ≤ 2300; Ra < 8·105). Середній по внутрішній поверхні труби довжиною l коефіцієнт тепловіддачі розрахову- ють за формулою, яка отримана при l/(Re·d) ≤ 0,05 і 0,07 ≤ μw / μf ≤ 1500 [11]:    0,141/31,55 / / .in f w lNu Re d l     (4) Величина l поправки, що враховує вплив на тепловіддачу гідродинамічної стабілізації потоку на початковій ділянці теплообміну: При   1 7 0,1 0,6 1 2,5 l l Re d l l Re d Re d                   (5) при  / 0,1 1ll Re d     . (6) Тепловіддача при ламінарному в’язкісно- гравітаційному режимі руху текучого середовища в трубах (Re ≤ 2300; Ra < 8·105). Середній коефіці- єнт тепловіддачі при ламінарному в’язкісно- гравітаційному режимі течії може бути розрахова- ний по критерійному рівнянню М.А.Міхєєва [14]:   0.33 , 0,10,33 , 0,15 . f d f f d f t l Nu Re Pr Gr Pr        (7) Поправочний коефіцієнт l, що враховує вплив на тепловіддачу процесу гідродинамічної стабілізації потоку на початковій ділянці тепло- обміну, дорівнює: при l/d < 50 значення l знаходять за експе- риментальними даними [14]; при l/d ≥ 50–l = 1. 3.1.2. Тепловіддача при турбулентному режимі руху текучого середовища в трубах (Re ≥ 104). Середній коефіцієнт тепловіддачі при турбулентному протіканні рідини в прямих глад- ких трубах розраховують за формулою М.А.Міхєєва [14]: 0.8 0.43 , ,0,021 .f d f d f t lNu Re Pr     (8) Поправочний коефіцієнт l, що враховує вплив на тепловіддачу процесу гідродинамічної стабілізації потоку на початковій ділянці тепло- обміну, дорівнює: при l/d < 50–l  1+2d/l; при l/d ≥ 50–l = 1. Значення l в залежності від критерію Рейно- льдса наведено в [11]. 3.1.3. Тепловіддача при перехідному ре- жимі руху рідини в трубах (2300<Re<104). Пе- рехідний режим течії характеризується змішу- ванням ламінарної і турбулентної течій. У цьому випадку коефіцієнт тепловіддачі можна розраху- вати за формулою [10]: 0,43 , 0 ,f d f t lNu K Pr     (9) де комплекс K0 залежить від числа Рейнольдса [11], а поправку l розраховують також як і при турбулентному режимі течії рідини. 3.2. Тепловіддача при русі рідини в кана- лах довільного поперечного перерізу. Всі наве- дені вище критеріальні формули для розрахунку тепловіддачі в круглій трубі застосовані і для розрахунку коефіцієнта тепловіддачі при проті- канні рідин і газів у каналах іншої (не круглої) форми поперечного перерізу (прямокутної, три- кутної, кільцевої тощо), при поздовжньому оми- ванні пучків труб, укладених у канал довільного поперечного перерізу, а також під час руху ріди- ни, що не заповнює всього перерізу каналу. При цьому в якості характерного розміру слід засто- совувати еквівалентний або гідравлічний діаметр каналу: 0 4 /ekv rR d d f P   , (10) де f – площа поперечного перерізу потоку, м2; P – змочений периметр каналу, м. СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 53 3.3. Тепловіддача при турбулентному русі рідини у вигнутих трубах. При русі рідини у вигнутих трубах (колінах, змійовиках) відбува- ється його додаткова турбулізація і, як наслідок, збільшення коефіцієнта тепловіддачі [15]. Для розрахунку тепловіддачі у вигнутих трубах необ- хідно помножити число Нуссельта на поправоч- ний коефіцієнт: 1 1,8 /g in gd R    , (11) де din – внутрішній діаметр труби; Rg – радіус вигину. 4. Результати та їх обговорення. Як було показано раніше [5], для досягнення прийнятних температур СБ необхідно підвищити інтенсив- ність теплообміну. Для цього можна використати або збільшення площі теплообміну за рахунок використання радіатора, або спробувати викори- стати турбулентний потік охолоджувача для збі- льшення коефіцієнта теплообміну [16]. На основі запропонованого теоретичного об- ґрунтування було розглянуто два варіанти конс- трукції, які схематично зображено на рис. 1. Конструкція, зображена на рис. 1а, має велику площу теплообмінника, а конструкція, зображена на рис. 1б, має великий коефіцієнт теплообміну при площі теплообмінника, близькій до площі теплоприймальної пластини. Для розрахунку теплообмінного блоку з ра- діатором із великою площею теплообмінної по- верхні (рис. 1а) в якості моделі було обрано про- мисловий мідний радіатор, який виробляється для охолодження елементів комп’ютерних схем. Він має наступні розміри: 919125 мм, 56 плас- тин, відстань між якими складає 1 мм, тобто має- мо 55 каналів протікання води з поперечним пе- ретином 120 мм (враховуючи товщину верхньої пластини 5 мм), але при центральній подачі води ефективно маємо 110 каналів. При витратах охо- лоджувача (води) в першому замкнутому контурі 10 л/хв (0,016 кг/с) швидкість потоку w в промі- жках між пластинами складає 0,0682 м/с. При середній температурі охолоджуючої води ~ 50С кінематична в’язкість води  = 0,556 10-6 м2/с. Враховуючи ефективний діаметр de = 1,910-3 м, одержимо число Рейнольдса Re = wde/ = 234, що відповідає ламінарному потоку. Розрахувавши числа Гразгофа (495) і Релея (1752), визначаємо, що в обраному радіаторі при вказаних витратах охолоджувача реалізується ламінарно-в’язкий режим протікання потоку. Розрахунок коефіцієн- та теплообміну між теплоносієм та пластинами радіатора дає Nu = 1838 Вт/(м2К), що недостат- ньо для ефективного відведення тепла, а такий теплообмінник не може буди використано у фо- тоенергетичній установці. а) б) Рис. 1. Схематичне зображення конструкцій блоку охо- лодження з пластинковим радіатором (а) та прямоточ- ним з малою шириною щілини між пластинами (б): 1 – кришка блоку охолодження; 2 – корпус блоку охолодження; 3 – пластини радіатора; 4 – трубка подачі охолоджувача; 5 – трубка виведення охолоджувача. СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 54 Для розрахунку теплообмінного блоку з ра- діатором із великим коефіцієнтом теплообміну (рис. 1б) було запропоновано наступні розміри перетину протоку для води: 180 мм при довжині 60 мм. При таких розмірах і витратах води, як і вище, швидкість потоку в проміжках між пласти- нами складає 1,875 м/с. Враховуючи ефективний діаметр de = 1,9810-3 м, одержимо число Рейноль- дса Re = wde/ = 6661, що відповідає перехідному режиму протікання потоку. Розрахунок коефіцієн- та теплообміну між теплоносієм та верхньою пла- стиною радіатора дає Nu = 13931 Вт/(м2К). Змен- шення відстані між пластинами до критичних з точки зору в’язкості 0,5 мм дозволяє збільшити швидкість потоку до 2,92 м/с, але при менших ви- тратах, оскільки зростає гідродинамічний опір і насос може забезпечити витрати на рівні 7 л/хв, що залишає потік у перехідному режимі протікан- ня. При цьому Nu = 18483 Вт/(м2К). На підставі проведених розрахунків було вдосконалено базову конструкцію плоского теп- лообмінника із введенням до нього мікроканалів для збільшення коефіцієнта теплообміну. Блок теплообмінника виконаний у вигляді закінченого вузла. На рис. 2 зображено конструкцію радіато- ра, який являє собою порожнисту конструкцію. В цій конструкції передбачені колектуючі площини з трубками, що подають (відводять) теплоносій, та ребра, що утворюють мікроканали для руху охолоджуючої рідини. Дно радіатора є основою для кріплення СБ, таким чином зменшується те- пловий опір "поверхня-теплоносій". З урахуванням наведеної конструкції та тео- ретичного обґрунтування було проведено матема- тичне моделювання роботи такого теплообмінни- ка при різних швидкостях руху рідини. Основни- ми критеріями для аналізу були рівномірність охолодження поверхні та її температура при над- ходженні зазначеної раніше кількості тепла. Від- повідні теплові картини наведено на рис. 3. а) b) c) Рис. 2. Зображення плоского теплообмінника загальне (а), поперечний переріз на мікроканали (б) та з боку теп- лообмінної площини (в). СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 55 а) б) в) г) д) Рис. 3. Теплові картини теплообмінника при наступних умовах моделювання: а) – w = 0,1 м/с, максимальна темпера- тура поверхні Tmax = 63,25оС; б) – w = 0,2 м/с, Tmax = 48,27оС; в) – w = 0,3 м/с, Tmax = 43,38оС; г) – w = 0,5 м/с, Tmax = 39,18оС; д) – w = 1,0 м/с, Tmax = 35,72оС. Аналіз наведених теплових картин дозволяє зробити висновок, що вже при швидкості проті- кання рідини 0,3 м/с для запропонованої конс- трукції теплообмінника досягається достатня рі- вномірність охолодження поверхні (рис. 3в). При цьому максимальна температура не перевищує 43,5оС, чого достатньо для ефективної роботи СБ без зменшення ККД. Поряд із цим, зменшення швидкості протікання рідини призводить до втрати рівномірності охолодження та до суттєво- го зростання температури поверхні до більш ніж 60оС, що є неприпустимим. Також слід зазначити, що необхідні парамет- ри теплообміну досягаються при швидкості про- тікання 0,3 м/с, що значно менше 2,92 м/с, котрі були отримані для класичного плоского тепло- обмінника. При цьому подальше підвищення швидкості протікання рідини не призводить до суттєвого покращення рівномірності і зниження температури, однак буде потребувати додаткових затрат енергії на створення потоку. Зменшення ефективного потоку рідини у по- рівнянні з класичним плоским теплообмінником свідчить про зростання коефіцієнта теплообміну. СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 56 Таке можливо лише при переході від перехідного режиму протікання рідини у класичному плоскому теплообміннику до турбулентного режиму у запро- понованій конструкції. Для підтвердження зміни режиму протікання рідини було проведено матема- тичне моделювання потоку рідини у каналах теп- лообмінника, картини яких наведено на рис. 4. а) б) Рис. 4. Зображення картин моделювання потоку рідини у теплообміннику в цілому (а) та у його мікроканалах (б). Аналіз потоку рідини підтвердив протікання у турбулентному режимі, який дає максимальний коефіцієнт теплопередачі і, як наслідок, забезпе- чує досягнення рівномірності охолодження та низької температури при мінімальних затратах енергії на створення потоку рідини. 5. Висновки. 1. Проведено теоретичні розра- хунки та моделювання теплообмінних процесів при перетворенні сонячної енергії у виготовле- ному теплообмінному блоці фотоенергетичної установки, які показали, що найбільш ефектив- ним є плоский теплообмінник з реалізацією в ньому турбулентного потоку рідини, котрий до- зволяє досягти коефіцієнта теплопередачі на рів- ні 18 кВт/(м2К). 2. На підставі проведених розрахунків розро- блено вдосконалений теплообмінний блок з мік- роканалами та проведено уточнення вимог до технічних характеристик фотоенергетичної уста- новки на його основі. 3. Аналітична апробація теплообмінника до- зволила визначити, що при обраних параметрах фотоенергетичної установки теплообмінний блок забезпечує стабільну робочу температуру на рівні менше 50оС, при цьому швидкість потоку тепло- носія складає не більше 0,3 м/с. Зазначена темпе- ратура є оптимальною для роботи сонячної бата- реї при мінімальних затратах енергії на створен- ня потоку рідини. 1. Jones A.D., Underwood C.P. A thermal model for photovoltaic systems. Solar Energy, 2001, Vol. 70, Issue 4, pp. 349-359. 2. Tuomiranta A., Marpu P., Munawwar S., Ghedira H. Validation of thermal models for photovoltaic cells under hot desert climates. Energy Procedia, 2014, Vol. 57, pp. 136–143. 3. Розроблення фотоенергетичної установки на осно- ві багатоперехідних кремнієвих сонячних елементів з верти- кальними діодними комірками. Звіт про НДР (заключний; № держреєстрації 0111U007628) / Керівник Є. Сокол (Харків: НТУ "ХПІ" : 2012). 4. Стребков Д.С. Матричные солнечные элементы: Монография в 3-х томах. Том 1. – М. : ГНУ ВИЭСХ, 2009 – 120 с. 5. Сокол Е.И., Копач В.Р., Зайцев Р.В. и др. Физико- технические особенности и предельные практические воз- можности фотоенергетического модуля нового поколения на территории Украины. Відновлювана енергетика, 2011, № 2(25), с. 18–28. 6. Reddy K.S., Premkumar D., Vikram T.S. Heat Transfer Modeling and Analysis of Solar Thermo-chemical Reactor for Hydrogen Production from Water. Energy Procedia, 2014, Vol. 57, pp. 570–579. 7. Steinfeld A. Solar thermochemical production of hy- drogen – a review. Solar Energy, 2005, Vol. 78, Issue 5, pp. 603–615. 8. Modi A., Buhler F., Andreasen J.G., Haglind F. A re- view of solar energy based heat and power generation systems. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2017, Vol. 67, pp. 1047–1064. 9. Рєзцов В.Ф., Суржик О.М., Охота О.О. Експери- ментальне дослідження теплопровідності композиційних СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 57 матеріалів колекторів сонячної енергії. Відновлювана енер- гетика, 2016, № 2(45), с. 41–44. 10. Губин С.В., Гонтарь М.Г. Динамическое модели- рование управления работы фотоэлектрической батареи с учетом изменения температуры панели. Відновлювана енер- гетика, 2016, № 1(44), с. 28–33. 11. Исаченко В.П., Осипов В.А., Сукомел А.С. Тепло- передача. – М. : Энергоиздат, 1981 – 488 с. 12. Кузнецов М.П. Моделювання спільної роботи віт- рової та сонячної електростакнцій. Відновлювана енергети- ка, 2016, № 1(44), с. 12–16. 13. Кузнецов М.П. Деякі особливості автономної робо- ти вітрової та сонячної електростанцій. Відновлювана енер- гетика, 2016, № 2(45), с. 15–21. 14. Михеев М.А. Основы теплопередачи. – М.–Л. : Го- сэнергоиздат, 1960 – 208 с. 15. Shokri R., Ghaemi S., Nobes D.S., Sanders R.S. Inves- tigation of particle-laden turbulent pipe flow at high-Reynolds- number using particle image/tracking velocimetry (PIV/PTV). International Journal of Multiphase Flow, 2017, Vol. 89, pp. 136–149. 16. Shirvan K.M., Ellahi R., Mirzakhanlari S., Mamourian M. Enhancement of heat transfer and heat exchanger effectiveness in a double pipe heat exchanger filled with porous media: Numeri- cal simulation and sensitivity analysis of turbulent fluid flow. Ap- plied Thermal Engineering, 2016, Vol. 109, Part A, pp. 761–774. REFERENCES 1. Jones A.D., Underwood C.P. A thermal model for photovoltaic systems. Solar Energy, 2001, Vol. 70, Issue 4, pp. 349-359. 2. Tuomiranta A., Marpu P., Munawwar S., Ghedira H. Validation of thermal models for photovoltaic cells under hot desert climates. Energy Procedia, 2014, Vol. 57, pp. 136-143. 3. Development of the energy picture settings based on multijunction solar cells with silicon-governmental vertical diode cells. Report on R & D (final; state registration number 0111U007628) / Director E. Sokol (Kharkov: NTU "KPI", 2012). 4. Strebkov D.S. Matrix solar cells: Monograph in 3 vol- umes. Vol. 1 – Moscow, GNU VIESH Publ., 2009, 120 p. 5. Sokol E.I., Kopach V.R., Zaitsev R.V. Physical and technical features and practical limits of the photonenergy mod- ule of the new generation on the territory of Ukraine. Renewable energy, 2011, No. 2(25), pp. 18-28. 6. Reddy K.S., Premkumar D., Vikram T.S. Heat Transfer Modeling and Analysis of Solar Thermo-chemical Reactor for Hydrogen Production from Water. Energy Procedia, 2014, Vol. 57, pp. 570-579. 7. Steinfeld A. Solar thermochemical production of hydro- gen – a review. Solar Energy, 2005, Vol. 78, Issue 5, pp. 603-615. 8. Modi A., Buhler F., Andreasen J.G., Haglind F. A re- view of solar energy based heat and power generation systems. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2017, Vol. 67, pp. 1047-1064. 9. Rezcov V.F., Surzhyk O.M., Ohota O.O. Experimental study of the thermal conductivity of composite materials solar collectors. Renewable energy, 2016, No. 2(45), pp. 41-44. 10. Gubin S.V., Gontar M.G. Dynamic simulation of the operation of the photovoltaic battery with regard to the tempera- ture change of the panel. Renewable energy, 2016, No. 1(44), pp. 28-33. 11. Isachenko V.P., Osipov V.A., Sukomel A.S. Heat trans- fer – Moscow : Enegroizdat, 1981, 488 p. 12. Kuznecov M.P. Modeling collaboration wind and solar energy station. Renewable energy, 2016, No. 1(44), pp. 12-16. 13. Kuznecov M.P. Some features of the battery wind and solar power. Renewable energy, 2016, No. 2(45), pp. 15-21. 14. Mikheyev M.A. Fundamentals of heat transfer – Mos- cow-Leningrad: gosenergoizdat, 1960, 208p. 15. Shokri R., Ghaemi S., Nobes D.S., Sanders R.S. In- vestigation of particle-laden turbulent pipe flow at high- Reynolds-number using particle image/tracking velocimetry (PIV/PTV). International Journal of Multiphase Flow, 2017, Vol. 89, pp. 136-149. 16. Shirvan K.M., Ellahi R., Mirzakhanlari S., Mamourian M. Enhancement of heat transfer and heat exchanger effectiveness in a double pipe heat exchanger filled with porous media: Numeri- cal simulation and sensitivity analysis of turbulent fluid flow. Ap- plied Thermal Engineering, 2016, Vol. 109, Part A, pp. 761-774. Р.В.Зайцев, канд.техн.наук (Национальный технический университет "Харьковский политехнический институт", Харьков) Процессы теплопередачи в теплообменном блоке комби- нированной фотоэнергетической установки В работе рассматриваются особенности подбора теоре- тической основы и математическое моделирование тепло- вых процессов в теплообменном блоке для комбинированной фотоэнергетической установки. По результатам модели- рования проведено усовершенствование и разработка высо- коэффективного теплообменного блока с микроканалами. Апробация предложенного блока подтвердила его высокую эффективность за счет реализации турбулентного режи- ма течения теплоносителя. Использование такого тепло- обменника позволит повысить качество и равномерность охлаждения солнечных батарей и понизить затраты энер- гии на циркуляцию жидкости. Библ. 16, рис. 4. Ключевые слова: теплообменный блок, теплоноситель, солнечная батарея, комбинированная фотоэнергетическая установка. Zaitsev R. (National Technical University “Kharkiv Politechni- cal Institute”, Kharkiv) The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system In work features the selection of theoretical basis and mathe- matical modeling of thermal processes in the heat exchange unit СОНЯЧНА ЕНЕРГЕТИКА ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 2 58 for combination photoenergy system. As a result of the simula- tion conducted to improve and develop high-efficiency heat ex- change unit with microchannels. Testing of the proposed unit proved its high efficiency through the implementation of turbu- lent flow of coolant. The use of this heat exchanger will improve the quality and uniformity of cooling solar panels and reduce energy costs for circulation of fluid. Analysis of the received heat pictures allows to conclude that at the flowing liquid speed 0.3 m/s for the proposed construction of the heat exchanger suffi- cient uniformity of cooling surface is achieved. In this case the maximum temperature does not exceed 43.5 oC, which is suffi- cient for effective solar cell work without reducing efficiency. References 16, figures 4. Keywords: heat exchanger unit, coolant, solar panels, combined photoenergy system. SYNOPSES Previously developed photoenergetic system based on silicon multijunction solar cells with vertical diode cells or gallium ar- senide solar cells, which has a positioning and control facility, which increasing the amount of light energy that comes to the surface of photoenergetic system, has many advantages. Such photoenergetic system will produce electricity and heat water, as well. But significant weaknesses connected with uniform cooling of installed solar cells were detected and need a separate solution. Based on aforesaid, the aim of this work was to make mathe- matical modelling of the main parameters of heat transfer block for such photoenergetic system based on heat transfer general patterns for forced fluid circulation case. Using theoretical study it was considered two options of con- struction: construction with a large area of the heat exchanger, and construction that has a large coefficient of heat transfer in heat exchanger area that is close to heat receiving surface. Based on carried calculations the basic construction of flat heat ex- changer has been improved by insertion of microchannels for increasing heat transfer coefficient. Heat exchanger block is designed as a finished unit with implementation turbulent flow in it, which allows to obtain heat transfer coefficient of 18 kW/(m2×k). Analysis of the received heat pictures allows to conclude that at the flowing liquid speed 0.3 m/s for the proposed construction of the heat exchanger sufficient uniformity of cooling surface is achieved. In this case the maximum temperature does not exceed 43.5oC, which is sufficient for effective solar cell work without reducing efficiency. Along with this, flowing liquid speed reduc- ing leads to loss of cooling uniformity and to significantly in- creasing of the surface temperature more than 60oC, which is unacceptable. Flow analysis confirmed the turbulent regime of the flow, which gives the maximum possible heat transfer coefficient. Стаття надійшла до редакції 25.04.17 Остаточна версія 09.06.17
id	veorgua-article-59
institution	Vidnovluvana energetika
keywords_txt_mv	keywords
language	Ukrainian
last_indexed	2026-07-19T01:03:01Z
publishDate	2017
publisher	Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine
record_format	ojs
resource_txt_mv	veorgua/88/2a8427b241d9befa7cbb902659b8ae88.pdf
spelling	veorgua-article-592026-07-18T06:32:08Z The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system Процессы теплопередачи в теплообменном блоке комбинированной фотоэнергетической установки Процеси теплопередачі у теплообмінному блоці комбінованої фотоенергетичної установки Zaitsev, R. heat exchanger unit coolant solar panels combined photoenergy system теплообмінний блок теплоносій сонячна батарея комбінована фотоенергетична установка теплообменный блок теплоноситель солнечная батарея комбинированная фотоэнергетическая установка Previously developed photoenergetic system based on siliconmultijunction solar cells with vertical diode cells or gallium arsenidesolar cells, which has a positioning and control facility,which increases the amount of light energy that comes to thesurface of photoenergetic system has many advantages. Suchphotoenergetic system will produce electricity and heat water, aswell. But significant weaknesses connected with a uniform coolingof installed solar cells were detected and need a separate solution.Based on aforesaid, the aim of this work was to make mathematicalmodelling of the main parameters of heat transfer blockfor such photoenergetic system based on heat transfer generalpatterns for forced fluid circulation case.Using theoretical study it was considered two options of construction:construction with a large area of the heat exchanger,and construction that has a large coefficient of heat transfer inheat exchanger area that is close to heat receiving surface. Basedon carried calculations the basic construction of a flat heat exchangerhas been improved by the insertion of microchannels forincreasing heat transfer coefficient. Heat exchanger block isdesigned as a finished unit with implementation turbulent flow init, which allows obtaining heat transfer coefficient of18 kW/(m2×k).Analysis of the received heat pictures allows concluding that atthe flowing liquid speed 0.3 m/s for the proposed construction ofthe heat exchanger sufficient uniformity of cooling surface isachieved. In this case, the maximum temperature does not exceed43.5oC, which is sufficient for effective solar cell work withoutreducing efficiency. Along with this, flowing liquid speed reducingleads to loss of cooling uniformity and to significantly increasingof the surface temperature more than 60oC, which isunacceptable.Flow analysis confirmed the turbulent regime of the flow, whichgives the maximum possible heat transfer coefficient. В работе рассматриваются особенности подбора теоре-тической основы и математическое моделирование тепло-вых процессов в теплообменном блоке для комбинированнойфотоэнергетической установки. По результатам модели-рования проведено усовершенствование и разработка высо-коэффективного теплообменного блока с микроканалами.Апробация предложенного блока подтвердила его высокуюэффективность за счет реализации турбулентного режи-ма течения теплоносителя. Использование такого тепло-обменника позволит повысить качество и равномерностьохлаждения солнечных батарей и понизить затраты энер-гии на циркуляцию жидкости. У роботі розглядаються особливості підбору теоретичного підґрунтя та математичне моделювання теплових процесів у теплообмінному блоці для комбінованої фотоенергетичної установки. За результатами моделювання проведено вдосконалення та розробку високоефективного теплообмінного блоку з мікроканалами. Апробація запропонованого блоку підтвердила його високу ефективність за рахунок реалізації турбулентного режиму протікання теплоносія. Використання такого теплообмінника дозволить підвищити якість і рівномірність охолодження сонячних батарей та зменшити затрати енергії на циркуляцію рідини. Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine 2017-06-14 Article Article application/pdf https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/59 Vidnovluvana energetika ; No. 2 (49) (2017): Scientific and Applied Journal Vidnovluvana energetika; 50-58 Возобновляемая энергетика; ##issue.no## 2 (49) (2017): Науково-прикладний журнал Відновлювана енергетика; 50-58 Відновлювана енергетика; № 2 (49) (2017): Науково-прикладний журнал Відновлювана енергетика; 50-58 2664-8172 1819-8058 uk https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/59/40 Copyright (c) 2017 R. Zaitsev https://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0
spellingShingle	heat exchanger unit coolant solar panels combined photoenergy system Zaitsev, R. The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system
title	The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system
title_alt	Процессы теплопередачи в теплообменном блоке комбинированной фотоэнергетической установки Процеси теплопередачі у теплообмінному блоці комбінованої фотоенергетичної установки
title_full	The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system
title_fullStr	The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system
title_full_unstemmed	The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system
title_short	The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system
title_sort	heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system
topic	heat exchanger unit coolant solar panels combined photoenergy system
topic_facet	heat exchanger unit coolant solar panels combined photoenergy system теплообмінний блок теплоносій сонячна батарея комбінована фотоенергетична установка теплообменный блок теплоноситель солнечная батарея комбинированная фотоэнергетическая установка
url	https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/59
work_keys_str_mv	AT zaitsevr theheattransferprocessesintheheatexchangeunitofcombinedphotoenergysystem AT zaitsevr processyteploperedačivteploobmennomblokekombinirovannojfotoénergetičeskojustanovki AT zaitsevr procesiteploperedačíuteploobmínnomublocíkombínovanoífotoenergetičnoíustanovki AT zaitsevr heattransferprocessesintheheatexchangeunitofcombinedphotoenergysystem

The heat transfer processes in the heat exchange unit of combined photoenergy system

Institution

Ähnliche Einträge