DE19800560C1

DE19800560C1 - Solarflachkollektor zur Erhitzung von Luft oder anderen gasförmigen Fluiden

Info

Publication number: DE19800560C1
Application number: DE19800560A
Authority: DE
Inventors: Thomas Schwertmann
Original assignee: Individual
Current assignee: Individual
Priority date: 1998-01-09
Filing date: 1998-01-09
Publication date: 1999-04-15
Anticipated expiration: 2018-01-10

Description

Die Erfindung betrifft einen Solarflachkollektor zur Erhitzung von gasförmigen Fluiden, insbesondere von Umgebungsluft.

Handelsübliche Solarflachkollektoren werden hauptsächlich zur Übergangsheizung von Gebäuden mit Warmluftheizsystemen und für Trocknungszwecke in der Landwirtschaft eingesetzt. Entsprechend diesen Einsatzgebieten liegt die Temperaturerhöhung der Luft oft unterhalb von 20°C, bei Temperaturerhöhungen oberhalb von etwa 35°C liegt der thermische Gesamtwirkungsgrad η_k, d. h. das Verhältnis des an die Luft übertragenen Wärmestroms _L zu der solaren Einstrahlleistung _St meist unterhalb von 50%.

So wird beispielsweise der Wirkungsgrad eines einfach vergla sten Solarluftkollektorsystems zur Trocknung von Körnerfrüchten bei einer Lufttemperaturerhöhung von etwa 25°C und einer spez. Einstrahlleistung von _St = 800 W/m² mit 40% angegeben. Ein anderer Hersteller gibt bei einer Einstrahlleistung von 1000 W/m² und einer Temperaturerhöhung von 35°C einen Wirkungsgrad von ca. 70% an. Bei Solarluftkollektoren, die in Systeme zur Heizung und Be- und Entlüftung von Industriehallen, Hallen schwimmbädern und ähnlichem eingebunden sind, sind oft nur niedrige Temperaturerhöhungen erforderlich und daher einfache Kollektorkonzepte ausreichend und ökonomisch sinnvoll.

Aus der Patentliteratur sind Lösungsansätze bekannt, die über am Markt erhältliche Standardkonstruktionen hinausgehen. In den Schriften FR-A-2351364, AT-B-362106, US-A-4155344, WO94/12832 werden Flachkollektoren mit wenigstens 2 transpa renten Abdeckscheiben beschrieben, deren gemeinsames Merkmal ist, daß die zu erwärmende Luft zunächst den Raum zwischen den beiden äußeren Scheiben durchströmt um anschließend eine Ab sorberplatte beidseitig zu überströmen bzw. im Fall FR-A-2351364 zu durchströmen (Absorberplatte perforiert).

Teilweise wird explizit erklärt, daß der Einsatzzweck des Kol lektors das Beheizen von Wohnräumen ist. Daher kann vermutet werden, daß die angestrebten und erzielbaren Luftaustrittstem peraturen niedrig sind. In keiner der genannten Schriften sind Aussagen über erzielbare Luftaustrittstemperaturen oder ther mische Wirkungsgrade zu finden.

Ein gemeinsames Merkmal der genannten Lösungen ist, daß zu nächst der Raum zwischen den beiden äußeren transparenten Ab deckscheiben durchströmt wird.

Dabei ist allerdings die Strömungsgeschwindigkeit bei der Durchströmung der beiden äußeren Scheiben höher als bei der Überströmung der Absorberplatte, sofern man die aus den Figu ren ersichtlichen Abstände zwischen den transparenten Scheiben und zwischen der innersten Scheibe und der Absorberplatte zu grunde legt.

Die Absorberplatte wird demnach relativ langsam überströmt, so daß der Wärmeübergang zwischen Absorberplatte und überströmen der Luft schlecht ist, sich ein dementsprechend großer Tempe raturunterschied zwischen Absorber und überströmender Luft einstellt, und somit die Absorbertemperatur wesentlich höher als die der überströmenden Luft ist. Dies ist im Hinblick auf die immer anzustrebende Begrenzung der Wärmeverluste eines So larkollektors wenig vorteilhaft.

Bei dem Solarluftkollektor nach US-A-41155344 sind vor der Ab sorberplatte 3 Einzelscheiben oder sogar 3 Doppelscheiben an geordnet. Es wird jedoch darauf hingewiesen, daß mit zunehmen der Zahl der Abdeckscheiben einerseits die Wärmeverluste des Kollektors durch infrarote Rückstrahlung reduziert werden, an dererseits die Einstrahlverluste durch Reflexion eines Teils der Sonneneinstrahlung zunehmen und insofern ein Optimierungs problem besteht.

Hinsichtlich der Einstrahlverluste durch Reflexion sind natür lich 3 Doppelscheiben gleichzusetzen mit 6 Einzelscheiben, da Reflexion (und Brechung) an jeder Phasengrenze, d. h. Grenze zwischen optisch dichterem und optisch dünnerem Medium, statt findet.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, einen Solarflach kollektor zur Erwärmung von Luft bereitzustellen, der eine we sentlich stärkere Temperaturerhöhung der Luft bei akzeptablem Wirkungsgrad ermöglicht, als dies mit Solarflachkollektoren nach dem Stand der Technik möglich ist. Ein solcher Hochtempe raturkollektor zur Erwärmung gasförmiger Fluide eröffnet der regenerativen Energiegewinnung neue Einsatzgebiete.

Die Aufgabe besteht im Hinblick auf die Erweiterung des Ein satzgebietes von Solarflachkollektoren speziell darin, einen Solarluftkollektor zu entwickeln, der zum einen bei hohen so laren Einstrahlleistungen (< 900 W/m²) Temperaturerhöhungen eines gasförmigen Fluids von Δϑ_L < 70°C bei einem thermi schen Wirkungsgrad von wenigstens 50% ermöglicht, also z. B. Umgebungsluft von 20°C auf Temperaturen < 90°C erhitzen kann. Zum anderen muß derselbe Kollektor in der Lage sein, niedrige Einstrahlleistungen in der Weise nutzen zu können, daß Luft temperaturerhöhungen von etwa 20-30°C bei ähnlichem Wirkungs grad möglich sind.

Die Lösung dieser Aufgabe ist im Patentanspruch 1 angegeben. Vorteilhafte Weiterbildungen der Erfindung sind in den weite ren Ansprüchen spezifiziert.

Nach Anspruch 1 werden aus der innersten transparenten Scheibe (2i) und dem profilierten Absorber (1) Strömungskanäle gebil det, deren hydraulisch gleichwertiger Durchmesser d_H so ge wählt ist, daß die Kanäle vollturbulent durchströmt werden. Der Umschlag von Laminarströmung (= Schichtenströmung ohne Queraustausch von Fluidelementen) zur Turbulentströmung er folgt bei einer Kanalströmung theoretisch bei Re = 2300 (Defi nition siehe Anhang). Praktisch sind jedoch oft höhere Rey noldszahlen erforderlich, um eine vollturbulente Strömung zu gewährleisten.

Daher benennt Anspruch 1 als Grenzbedingung Re < 5000.

Die erfindungsgemäße Lösung fordert die vollturbulente Durch strömung der Luftkanäle, um einen guten konvektiven Wärmeüber gang sicherzustellen und somit die Temperaturdifferenz zwi schen Absorber und Fluid möglichst niedrig zu halten.

Denn bei Luftkollektoren ist im Gegensatz zu Flüssigkeitskol lektoren zur Wärmeübertragung zwischen Absorber und strömender Luft immer ein nicht zu vernachlässigender Temperaturunter schied erforderlich. Dies liegt, wie der Fachmann weiß, in den großen Unterschieden der für den konvektiven Wärmeübergang maßgeblichen Stoffwerte (z. B. Wärmeleitfähigkeit) von Flüssig keiten und Gasen begründet. Beim Luftkollektor ist daher die mittlere Absorbertemperatur immer größer als die mittlere Lufttemperatur. Da allgemein die Wärmeverluste eines Kollektors mit zunehmender Absorbertemperatur steigen, muß durch geeignete Wahl der Strömungsbedingungen, insbesondere bei einem Hochtem peraturkollektor, der Temperaturunterschied zwischen Absorber und überströmender Luft möglichst niedrig gehalten werden. Der Wärmeübergang zwischen strömendem Fluid und Rohr.- bzw. Kanal wandungen wird bekannterweise unter Verwendung von Ähnlich keitskennzahlen aus Beziehungen des Typs

Nu = f (Re, Pr, d_H/L) (1)

berechnet. Mit steigender Reynoldszahl Re, d. h. i.a. mit stei gender Strömungsgeschwindigkeit steigt die Nusseltzahl Nu und damit der Wärmeübergangskoeffizient α_C. Allerdings steigt auch der Strömungsdruckverlust, so daß ein Optimierungsproblem zu lösen ist.

Zum besseren Verständnis der folgenden Ausführungen ist es zweckmäßig ein Auslegungsbeispiel zu betrachten:

Auslegungsbeispiel

spez. Einstrahlleistung q_St

= 900 W/m²

Temperaturerhöhung der Luft Δϑ_L

= 80°C
Lufteintrittstemperatur ϑ_L,E

= 20°C
therm. Kollektorwirkungsgrad η_K

= 68%

Der Kollektorwirkungsgrad η_K muß durch Messung ermittelt wer den. Mit diesen Daten kann aus

d. h. der Definiton des thermischen Wirkungsgrade_5,unmittelbar der auf die Einstrahlfläche des Kollektors A_K bezogene Luft massenstrom _L* angegeben werden (Auslegungsbeispiel: _L* = 27,5 kg/(m²h)). Je größer also die geforderte Lufttemperatur erhöhung Δϑ_L ist, desto kleiner ist der je Flächeneinheit aufheizbare Luftmassenstrom _L*.

Um die Problematik der Wahl einer optimalen Kanalstruktur für einen bestimmten Auslegungsfall zu erläutern, ist es zweckmäs sig, einen Modellkollektor zu betrachten, der aus nur einem geraden, rechteckigem Strömungskanal besteht. Drei Seiten des Strömungskanals bestehen aus Absorberblech, die vierte zur Sonne gerichtete Kanalwand ist transparent. Dieser "1-Kanal-Mo dellkollektor" werde vollturbulent durchströmt, d. h. es han delt sich um einen Kollektor gemäß Anspruch 1. Für diesen Mo dellkollektor folgt aus den Definitionsgleichungen für die Ka nalreynoldszahl Re und den hydraulisch gleichwertigen Kanal durchmesser d_H (siehe Anhang) nach kurzer Rechnung, daß bei vorgegebener Kanalreynoldszahl für einen bestimmten Ausle gungsfall, d. h. für einen gegebenen _L*-Wert, die Kanallänge L praktisch nur noch von dem Verhältnis Kanalhöhe (H) zu Kanal breite (B) abhängt.

Die praktischen Konsequenzen dieses Zusammenhanges macht ein Zahlenbeispiel unmittelbar klar: Für das genannte Auslegungs beispiel ergibt sich bei quadratischem Kanalquerschnitt (H = B) und einer Kanalreynoldszahl Re_A = 8000 eine Kanallänge von L = 22,6 m.

Zwar kann bei Rechteckkanälen die erforderliche Kanallänge L bei gleicher Reynoldszahl für eine gegebene Aufgabenstellung durch das Verhältnis H/B beeinflußt werden. Darüber hinaus kann die nach Anspruch 1 implizit erforderliche Kanallänge durch die Form des Kanalquerschnitts, d. h. durch das Verhält nis der Kanalquerschnittsfläche zum hydraulisch gleichwertigen Kanaldurchmesser d_H beeinflußt werden. Denn die Kanalquer schnittsfläche kann auch als Halbkreis, Dreieck, Trapez usw. ausgebildet werden.

Dies alles ändert jedoch nichts an dem Befund, daß sich aus der erfindungsgemäßen Lehre nach Anspruch 1 sehr lange Strö mungskanäle ergeben, wenn Lufttemperaturerhöhung Δϑ_L < 70°C erreicht werden sollen.

Aus dem 1-Kanal-Modellkollektor können technisch brauchbare Lösungen auf zwei Wegen entwickelt werden.

Zum einen können Kanäle mit der Länge L wie in Anspruch 2 be schrieben parallel addiert werden, d. h. parallel angeordnete Kanäle werden gleichsinnig durchströmt. Dadurch ergibt sich für eine konkrete Aufgabenstellung eine bestimmte Kollektormo dulgröße. Für das genannte Auslegungsbeispiel, quadratischen Kanalquerschnitt, Re_A = 8000 und ein marktgängiges Solarglas maß von z. B. 1 m × 2 m ergibt sich ein Kollektormodul mit ei ner Einstrahlfläche von 1 m × 22 m² (L ≅ 22,6 m), d. h. einer thermischen Leistung von _L = η_K.A_K._St = 13,5 KW. Der Kol lektor setzt sich dann aus 11 Einzelelementen von 2 m Länge zusammen.

Zum anderen kann der 1-Kanal-Modellkollektor sozusagen serpen tinenartig "zusammengefaltet" werden. Diese Kanalführung nach Anspruch 3 ermöglicht den Bau erfindungsgemäßer Kleinkollekto ren unter Verwendung einer handelsüblichen Solarglasscheibe.

Zur Festlegung eines geeigneten Kanalquerschnittes sind noch weitere Überlegungen erforderlich.

Einige wesentliche Aspekte können am besten anhand der in An spruch 2 beschriebenen Kanalstruktur (parallele, gleichsinnig durchströmte Kanäle) erläutert werden.

Es wird wieder das genannte Auslegungsbeispiel, Re_A = 8000 und ein quadratischer Kanalquerschnitt betrachtet, d. h. eine Ka nallänge von L = 22,6 m zugrunde gelegt. Ein technisch brauch barer Kollektor habe dann die Einstrahlfläche A_K = 1 m × 22,6 m = 22,6 m².

Aus Gleichung (3) folgt für dieses Beispiel, daß Re_A = 8000 mit 25 parallelen Kanälen mit H = B = 40 mm aber auch mit 10 Kanälen der Abmessung H = B = 100 mm erreichbar ist, letzt lich mit einer Vielzahl von Kanalabmessungen. Weiterhin ist bei den hier betrachteten Temperaturen Pr ≅ konst = 0,7. Wegen L » d_H ergeben sich dann aus Beziehungen entsprechend (1) für konstante Reynoldszahlen Re_A konstante Nusseltzahlen Nu. Aus der Definitionsgleichung der Nusseltzahl Nu (siehe Anhang) folgt aber unmittelbar, daß mit wachsendem hydrauli schem Kanaldurchmesser d_H (für Beispiel H = B gilt: d_H = B) der Wärmeübergangskoeffizient α_C,der letztlich die Wärme übertragungsverhältnisse beschreibt und den Temperaturunter schied zwischen Absorber (1) und überströmender Luft entschei dend beeinflußt, abnimmt.

Je kleiner also der hydraulische Kanaldurchmesser ist, desto höher ist der Wärmeübergangskoeffizient α_C und desto niedri ger ist der Temperaturunterschied zwischen Absorber (1) und überströmender Luft (T). Für den Fachmann ist allerdings klar, daß mit abnehmendem d_H der Strömungsdruckverlust ansteigt.

Zusätzlich ist noch die bekannte Grundgleichung der Wärmeüber tragung zu beachten.

_Ab = α_CA_Wü(ϑ_Ab-ϑ_L (4)

Dabei ist _Ab der von dem Absorber (1) an die überströmende Luft übertragene Wärmestrom. Ziel ist, wie bereits ausgeführt, den Temperaturunterschied zwischen Absorber und überströmender Luft, also ϑ_Ab-ϑ_L, möglichst klein zu halten. Gleichung (4) zeigt jedoch, daß neben dem bisher betrachteten Wärmeüber tragungskoeffizienten α_C auch die Wärmeübertragungsfläche A_Wü berücksichtigt werden muß.

Setzt man die gesamte aus Absorberblech bestehende Kanalfläche als Wärmeübertragungsfläche A_Wü in Gleichung (4) an, so ist für das betrachtete Beispiel das Verhältnis A_Wü/A_K = 3 und zwar unabhängig von dem hydraulisch gleichwertigen Kanaldurch messer d_H. Hieraus folgt für das betrachtete Beispiel, daß die Temperaturdifferenz zwischen Absorber und überströmender Luft ϑ_Ab-ϑ_L und damit die Wärmeverluste umso kleiner sind, je kleiner der hydraulisch gleichwertige Kanaldurchmesser d_H ist. Allerdings steigt gleichzeitig der Strömungsdruckverlust, so daß für eine konkrete Kollektorauslegung die optimale Kanalab messung nur durch eine wirtschaftliche Gesamtbetrachtung er mittelt werden kann. Denn einerseits steigt der thermische Wirkungsgrad des Kollektors mit abnehmendem d_H, andererseits ist eine höhere Gebläsepressung, d. h. mehr elektrische Geblä seantriebsenergie erforderlich.

Es soll noch darauf hingewiesen werden, daß das Verhältnis A_Wü/A_K von der Form der Kanalquerschnittsfläche abhängt. Ein Vorteil der Kanalanordnung entsprechend Anspruch 2 ist, daß ohne besondere konstruktive Probleme eine Vielzahl von Kanal formen möglich ist. Wie bereits erwähnt, kann die für eine be stimmte Aufgabenstellung erforderliche Kanallänge L durch die Form der Kanalquerschnittsfläche beeinflußt werden. Dabei ist jedoch zu beachten, daß z. B. bei halbkreisförmigem Kanalquer schnitt das Verhältnis A_Wü/A_K nur etwa 1,6 beträgt.

Kanalquerschnittsfläche und -form können nicht unabhängig voneinander betrachtet werden. Bei der Wahl der Kanalform kön nen im Rahmen einer wirtschaftlichen Gesamtbetrachtung (Her stellkosten Kollektor) auch fertigungstechnische Aspekte von Bedeutung sein.

In Anspruch 2 und 3 sind besonders vorteilhafte Ausführungen erfindungsgemäßer Kollektoren beschrieben.

Diesen Ausführungen ist eine laminare Durchströmung der beiden äußeren transparenten Scheiben (2i, 2m) gemeinsam.

In einer Laminarströmung ist Wärmeübertragung quer zur Strö mungsrichtung, d. h. hier in Richtung der Flächennormalen auf die Abdeckscheibe(n) nur durch Wärmeleitung möglich, da anders als bei turbulenter Strömung ein Fluidaustausch quer zur Strö mungsrichtung nicht stattfindet. Der quer zur Strömungsrichtung durch Wärmeleitung transportierbare Wärmestrom ist dabei nicht größer als im Fall einer ruhenden Luftschicht. Natürlich bil det sich wie bei einer ruhenden Luftschicht ein Temperaturpro fil aus, d. h. die an der inneren heilen Abdeckscheibe strömen den Luftschichten sind wärmer als die Äußeren.

Voraussetzung für Laminarströmung ist, daß die mit dem hydrau lisch gleichwertigen Durchmesser d_H gebildete Kanalreynoldzahl Re < 2300 ist (Def. d_H, Re siehe Anhang).

Diese Forderung ist bei dem erfindungsgemäßen Kollektor mit serpentinenartig gewundener Kanalführung nach Anspruch 3 ohne weiteres zu erfüllen. Bei dem erfindungsgemäßen Kollektor nach Anspruch 2 kann im allgemeinen nur ein Teilluftstrom zwischen den beiden äußeren Glasscheiben hindurchgeführt werden, d. h. der Hauptluftstrom tritt über eine zweite Lufteintrittsöffnung (3.2) ein.

Die Definition der Laminarströmung über die Reynoldszahl in einem schlitzförmigen Kanalquerschnitt macht nur Sinn, wenn die mittlere Strömungsgeschwindigkeit über die Schlitzlänge konstant ist. Daher muß an den Lufteintritten mittels Strö mungswiderständen eine gleichmäßige Luftgeschwindigkeit über den Eintrittsquerschnitt erzwungen werden (Ausschaltung von Umgebungseinflüssen wie Wind). Diese Funktion kann ohne weite res den ohnehin erforderlichen Lufteintrittsfiltern er füllt werden.

Naheliegend erscheint zunächst, mit einem relativ großen Plat tenabstand, d. h. großer Luftschichtdicke und sehr niedriger Strömungsgeschwindigkeit zu arbeiten, da so - Laminarströmung vorausgesetzt - eine besonders Weitgehende Reduzierung des Wärmeverluststroms erzielbar ist. Tatsächlich wurde jedoch durch Sichtbarmachung des Strömungsverlaufs mittels Rauch festgestellt, daß bei zu niedriger Strömungsgeschwindigkeit Verwirbelungen auftreten, d. h. keine Laminarströmung erziel bar ist. Dies liegt im Temperaturunterschied der beiden (schrägstehenden) Abdeckscheiben begründet. An der inneren (wärmeren) Scheibe liegt die Luftdichte niedriger, d. h. eine Lufttriebsströmung setzt ein ("freie Konvektion"). Geschwindig keitsunterschiede an der Oberfläche beider Abdeckscheiben ru fen Verwirbelungen hervor. Aus diesen Beobachtungen resultiert die erfindungsgemäße Lehre, daß die Luftgeschwindigkeit einen bestimmten Wert nicht unterschreiten darf.

Gemäß Anspruch 3 ist der Abstand zwischen den durchströmten transparenten Scheiben (2a, 2m) bei serpentinenartiger Kanal führung so zu wählen, daß die Strömungsgeschwindigkeit deut lich oberhalb der allein durch freie Konvektion erzielbaren Geschwindigkeit liegt (Zwangskonvektion dominierend), wobei natürlich die Bedingung Re < 2300 immer erfüllt sein muß, was aber keine Schwierigkeit bereitet.

Bei Kollektoren mit parallelen, gleichsinnig durchströmten Ka nälen gemäß Anspruch 2 steht neben dem Abstand der beiden äus seren transparenten Scheiben ein weiterer Parameter zur Ein stellung der Laminarströmung zur Verfügung, nämlich das Ver hältnis des zwischen den beiden äußeren Scheiben strömenden Luftmengenstroms zum Gesamtluftmengenstrom. Dabei kann die Aufteilung des Gesamtluftstromes auf die beiden Lufteintritte 3.1, 3.2 über das Flächenverhältnis der beiden Lufteintritts querschnitte und/oder über unterschiedliche Strömungswider stände der beiden Lufteintrittsfilter eingestellt werden.

Anspruch 4 zeigt auf, wie der Strömungsdruckverlust eines er findungsgemäßen Kollektors nach Anspruch 3 (serpentienartige Kanalführung) reduziert werden kann. Bei dieser Kanalführung entsteht der Hauptanteil des Strömungsdruckverlustes durch die Vielzahl der 180°-Umlenkungen. Die Endungen der Absorberprofi le können am einfachsten durch Aufstecken von längsgeschlitz ten Schlauchstücken aus Silikon abgerundet werden. Bei Serien fertigung sind strömungstechnisch günstigere Aufsteckprofile, deren Querschnitt etwa Tropfenform hat, verwendbar.

Anspruch 5 beschreibt, wie auf besonders einfache Weise die Spalte zwischen der innersten transparenten Scheibe (2i) und den Absorberprofilen (1) minimiert werden können. Dazu werden Absorberprofile und transparente Scheibe federnd gegeneinander gedrückt, was durch (elastische) Komprimierung der ohnehin als Wärmeisolationsschicht vorzusehenden Glas- oder Steinwollmatte (5i) mit niedriger Raumdichte (z. B. 40 kg/m³) konstruktiv sehr einfach zu lösen ist.

Anspruch 6 spezifiziert den Mindestdruckverlust, den die in den Lufteintrittsöffnungen (3.1, 3.2) angeordneten Luftfilter aufweisen sollen, um die Funktion einer Vergleichmäßigung der Strömungsgeschwindigkeit über den Querschnitt erfüllen zu kön nen. Wegen der niedrigen Strömungsgeschwindigkeiten in den Lufteintrittsöffnungen ist ein Druckverlust von etwa 5 Pa aus reichend. Die Lufteintrittsfilter können z. B. aus offenporigem Schaumstoff oder Faserflies hergestellt sein. Es können auch Papierfaltenfilter verwendet werden.

Anspruch 7 beschreibt eine vorteilhafte Ausführung erfindungs gemäßer Kollektoren, bei denen die zur Einstrahlseite gerich teten Flächen des profilierten Absorbers (1) selektiv ausge rüstet sind, d. h. das Emissionsverhältnis ε eine Funktion der Wellenlänge λ der einfallenden bzw. vom Absorber abgegebenen Strahlung ist. Am Markt erhältlich ist beispielsweise eine selbstklebende Selektivfolie (MAXORB-Folie, Fa. INCO ALLOYS) die im Wellenlängenbereich des Solarlichtes ein hohes Absorp tionsvermögen (α_St ≅ 0,95), im infraroten Wellenlängenbereich dagegen ein niedriges Emissionsverhältnis von ε ≅ 0,1 auf weist. Ein derart selektiv ausgerüsteter Absorber emittiert einer Eigentemperatur von z. B. 100°C nur 10% der Strah lungsenergie, die ein ideal schwarzer Körper (α_St = ε = 1,0) bei gleicher Temperatur emittiert. Bei einem erfindungsgemäßen Kollektor, dessen profilierter Absorber (1) selektiv ausgerüs tet ist, erwärmt sich die innerste Scheibe (2i) im wesentli chen durch Konvektion und nur zu einem kleinen Teil durch den Strahlungswärmeaustausch zwischen Absorber (1) und dieser Scheibe (2i). Die Temperatur der Scheibe (2i) liegt daher niedriger als im Fall eines erfindungsgemäßen Kollektors, des sen Absorber (1) nur schwarz beschichtet ist und daher im ge samten Wellenlängenbereich ein Emissionsverhältnis von ε = 0,95 aufweist. Daraus resultieren niedrigere Wärmeverluste zu Ein strahlseite.

Anspruch 8 beschreibt eine vorteilhafte Ausführung eines er findungsgemäßen Kollektors, bei dem die rückseitigen, zur Wär meisolationsschicht (5i) gerichteten Flächen des profilierten Absorbers (1) ein niedriges Emissionsverhältnis ε aufweisen. Dadurch wird die Wärmeabstrahlung zur Wärmeisolationsschicht reduziert. Walzblankes Aluminiumblech z. B. weist ein niedriges Emissionsverhältnis von nur etwa ε ≅ 0,05 auf. Anspruch 8 kann also sehr einfach dadurch erfüllt werden, daß die rück seitigen Flächen des profilierten Absorbers (1) metallisch blank belassen werden.

Anspruch 9 beschreibt eine besonders leistungsfähige Version eines erfindungsgemäßen Kollektors, mit der Lufttemperaturer höhungen von Δϑ_L < 80°C bei thermischen Wirkungsgraden η_K < 60% erreichbar sind. Dazu wird zunächst der Bereich der möglichen Reynoldszahlen enger gewählt (Re < 7000) und eine Obergrenze für den hydraulisch gleichwertigen Kanaldurchmesser d_H angegeben (d_H = 60 mm). Nach den Ausführungen über die Wahl der Kanalgeometrie ist klar, daß diese Bedingungen den Tempe raturunterschied zwischen Absorber (1) und Luft begrenzen.

Darüberhinaus sieht Anspruch 9 eine dritte transparente Schei be vor, wobei gemäß Anspruch 1 der Raum zwischen den beiden äußeren Scheiben durchströmt wird. Diese zwischen der inner sten (2i) und äußersten (2a) transparenten Scheibe angeordnete zusätzliche transparente Scheibe (2m) erfüllt im wesentlichen die Funktion eines Strahlungsschirms. Bei der Erläuterung von Anspruch 7 wurde bereits ausgeführt, daß die innerste Scheibe (2i) sich erwärmt. Diese Scheibe verhält sich aus wärmetech nischer Sicht für Wellenlängen oberhalb von etwa 4,5 um wie ein nichttransparenter grauer Strahler mit etwa ε = α_St ≅ 0,95, d. h. sie steht im Strahlungswärmeaustausch mit der Scheibe (2m) bzw. bei einem Zweischeibenkollektor mit der Scheibe (2a). Bei einem Zweischeibenkollektor wird durch Strahlungswärmeaustausch Wärme von der wärmeren Scheibe (2i) zur kälteren Scheibe (2a) transportiert, wobei dieser Strah lungswärmeaustausch allein durch die Oberflächentemperaturen und die Emissionsverhältnisse dieser Scheiben gesteuert wird. Die dritte transparente Scheibe hat bezüglich der infraroten Wärmestrahlung die Wirkung eines Strahlungsschirms mit ε = α_St = 0,95, d. h. sie drosselt den Wärmetransport durch Strahlung von der wärmeren Scheibe (2i) zur kälteren Scheibe (2a) erheblich.

Allerdings führt diese Zusätzliche Scheibe auch zu erhöhten Einstrahlverlusten durch Reflexion. Bei einer handelsüblichen Solarglasscheibe kann man davon ausgehen, daß etwa 7% der einfallenden solaren Strahlungsenergie reflektiert wird. Daneben werden etwa 2% absorbiert, d. h. die Transmission liegt bei etwa 91%. Eine überschlägige Betrachtung zeigt, daß dann bei einem Dreischeibenkollektor nur noch etwa 75% der solaren Einstrahlleistung den Absorber (1) erreichen. Zwar können Kollektoren nach Anspruch 1 mit mehr als 3 transparen ten Scheiben ausgerüstet sein, jedoch ist durch die Hinzufü gung weiterer transparenter Scheiben keine Verbesserung des thermischen Wirkungsgrades η_K zur erwarten.

Die Erfindung wird anhand der Zeichnungen Fig. 1 bis Fig. 9 näher erläutert.

Fig. 1 zeigt Längsschnitt und Teilquerschnitt der bevorzugten Ausführung des erfindungsgemäßen Solarflachkollektors.

Fig. 2 zeigt anhand eines Beispiels, wie aus einem turbulent durchströmten "1-Kanal-Modellkollektor" technisch brauchbare erfindungsgemäße Solarflachkollektoren entwickelt werden kön nen.

Fig. 3 zeigt Beispiele erfindungsgemäßer Kanalformen mit den wichtigsten Geometrieparametern.

Fig. 4 zeigt den Längsschnitt eines erfindungsgemäßen Klein kollektors mit serpentinenartiger Kanalführung.

Fig. 5 zeigt den Kollektor aus Fig. 4 in der Draufsicht bzw. in einem Schnitt zwischen den beiden äußeren Scheiben (2a, 2m).

Fig. 6 zeigt schematisch die Anordnung des Kleinkollektors nach Fig. 4 und Fig. 5 zu Testzwecken sowie den Meßstellen plan.

Fig. 7 zeigt qualitativ den Temperaturverlauf über den Quer schnitt eines erfindungsgemäßen Solarflachkollektors.

Fig. 8 zeigt Beispiele, wie der Strömungsdruckverlust des er findungsgemäßen Kleinkollektors nach Fig. 4 und Fig. 5 redu ziert werden kann.

Fig. 9 zeigt Trocknungsverläufe im h-x-Diagramm für zwei unterschiedliche Heißlufttemperaturen

Fig. 1 zeigt eine bevorzugte Ausführung eines erfindungsgemä ßen Solarflachkollektors. Die Hauptmenge der zu erwärmenden Luft tritt über die mit einem Filter ausgerüstete Eintritts öffnung (3.2) ein. Ein zweiter Teilluftstrom tritt über die ebenfalls mit einem Filter ausgerüstete Öffnung (3.1) ein und durchströmt anschließend den Zwischenraum zwischen den beiden äußeren transparenten Scheiben (2a, 2i) laminar (1a). Die Ge samtluftmenge durchströmt die aus der innersten transparenten Scheibe (2i) und dem profilierten Absorber (1) gebildeten Ka näle turbulent (T). Die erhitzte Luft tritt über eine schlitz förmige Luftauslaßöffnung (10) aus. Der doppelschalige Kollek torrahmen (6) ist mit Wärmeisolationsmaterial, z. B. Steinwolle, gefüllt. An der Rückseite (aus Einstrahlrichtung gesehen) des Absorbers ist die erste, aus Stein- oder Glaswolle niedriger Raumdichte bestehende Wärmeisolationsschicht (5i) (40 kg/m³ oder weniger) angeordnet. Die Kollektorrückseite wird durch eine beidseitig alukaschierte Polyurethan-Hartschaumplatte (5a) gebildet. Diese Platte wird durch Andruckleisten (9) (dargestellt sind beispielhaft U-Profile), die an dem Kollek torrahmen befestigt sind, fixiert. Die transparenten Scheiben sind durch Distanzleisten (7), die mit dem Kollektorrahmen (6) verbunden sind, positioniert. Die Andruckleisten (9) sind in einer solchen Position befestigt, daß die Wärmeisolations schicht (5i) leicht komprimiert ist. Die Länge eines Kollek tormoduls wird durch die Kanallänge L bestimmt, die wie be reits erläutert im wesentlichen durch die Aufgabenstellung, d. h. den flächenspezifischen Luftmassenstrom _L*, die Rey noldszahl Re und die Kanalform festgelegt wird.

Fig. 2 verdeutlicht, wie aus einem erfindungsgemäßen 1-Kanal-Mo dellkollektor (A) technisch brauchbare Kollektoren ent wickelt werden können. Fig. 2 Zeigt wegen der besseren Über sichtlichkeit nur die turbulent durchströmten Kanäle. Die an gegebenen Zahlenwerte gelten für das bereits erläuterte Ausle gungsbeispiel, Re_A = 8000 und quadratischen Kanalquerschnitt. Durch Addition von 1-Kanal-Modellkollektoren entsteht der Kol lektortyp mit parallel angeordneten, gleichsinnig durchström ten Kanälen (B), der dem in Fig. 1 gezeigten Kollektor ent spricht. Ein praktisch ausgeführtes Kollektormodul unter Ver wendung von 1 m × 2 m großen Solarglasscheiben hätte dann eine Einstrahlfläche A_K = 22 m² (≅ = 22,6 m²). Durch vielfaches "Um knicken" des 1-Kanal-Modellkollektors entsteht ein praktisch ausführbarer Kleinkollektor (C) mit gleicher Einstrahlfläche A_K.

Fig. 3 zeigt verschiedene Formen von parallelen, gleichsinnig durchströmten Kanälen. Es werden wieder die Daten des Ausle gungsbeispiels verwendet, um eine bessere Anschaulichkeit zu erreichen. Die wichtigsten Geometrieparameter sind angegeben. Zunächst veranschaulicht Fig. 3, daß bei gleicher Aufgaben stellung, d. h. gleichem flächenspezifischem Luftmassenstrom _L* und gleicher Kanalreynoldszahl Re_A die Kanallänge L wie bereits erläutert nur von der Kanalform abhängt. Die Kanalab messung ist dann zunächst noch frei wählbar.

In Fig. 3 ist der quadratische Kanalquerschnitt (B_o, H = B_o) als Bezugsfall gewählt und die Querschnittsflächen aller Ka nalformen sind gleich (F = F_o), so daß der hydraulisch gleich wertige Kanaldurchmesser d_H für jede Kanalform auch über die Breite B_o des quadratischen Kanals ausgedrückt werden kann.

Es wurde bereits ausführlich erläutert, daß bei gleicher Rey noldszahl Re_A die Nusseltzahl Nu in etwa konstant ist und damit die Wärmeübergangszahl α_c um so größer ist, je kleiner der hydraulisch gleichwertige Kanaldurchmesser d_H ist. Nach Gleichung (4) bestimmen Wärmeübergangszahl α_c und Wärmeüber gangsfläche A_Wü die zur Übertragung des Wärmestroms _Ab not wendige Temperaturdifferenz zwischen Absorber und strömender Luft.

Daher ist für jede Kanalform auch die auf die Einstrahlfläche A_K bezogene Wärmeübertragungsfläche angegeben Fig. 3 kann nur eine kleine Anzahl der möglichen Kanalformen zeigen. Bei er findungsgemäßen Kollektoren nach Fig. 1 sind alle Kanalformen problemlos technisch realisierbar.

Zwecks praktischer Überprüfung der Leistungsfähigkeit der er findungsgemäßen Lösung wurden ein Kleinkollektor, d. h. ein Kollektor mit serpentinenartiger Kanalführung, konstruiert und gebaut. Anhand der Fig. 4 und 5 wird der Aufbau dieses Pro totyps näher erläutert.

Für die Konstruktion des Prototyps waren vor allem folgende Aspekte maßgeblich:

1. einfache Herstellbarkeit (Niveau Heimwerker)
2. Änderungen von Geometrieparametern durch einfache Umbauten möglich.

Bei einem Serienkollektor stehen selbstverständlich andere Aspekte (Herstellkosten, Witterungsbeständigkeit, etc.) im Vordergrund.

Zunächst wurde ein steifer, doppelschaliger Kollektorrahmen (6) aus Holz gebaut, dessen Hohlräume mit Glaswolle gefüllt wurden. Auf die beiden inneren Längsseiten wurden Distanzstüc ke (8) und Distanzleisten (7) aufgeschraubt. In den durch die Distanzstücke (8) und die inneren Distanzleisten (7) gebilde ten Spalt wurde die Abdeckscheibe (2i) eingeschoben. Da die innere Abdeckscheibe hohen Temperaturen und einer leichten Druckbelastung ausgesetzt ist, wurde handelsübliches, 4 mm starkes Solarglas verwendet (Weißglas, thermisch vorgespannt, Einstrahlseite blendarm strukturiert). Sodann wurde der Kol lektor auf die Einstrahlseite gelegt, wobei die Glasscheibe unterstützt wurde, so daß die L-förmigen Absorberprofile (1) von der Rückseite aus eingelegt werden konnten.

Die Absorberprofile wurden aus Blechstreifenzuschnitten (Blechdicke < 0,7 mm, vorzugsweise Aluminium, bzw. Aluminium legierungen) hergestellt. Die Blechstreifen wurden z. T. selek tiv ausgerüstet, d. h. mit MAXsorb-Folie (Fa. INCO ALLOYS) be klebt. Nach Ausklinken einer Ecke wurden die Blechstreifen ab gekantet. Die zur rückseitigen Wärmeisolationsschicht (5i) ge richtete Seite der L-Profile wurde metallisch blank belassen, um eine möglichst niedrige Wärmestrahlung (ε niedrig) zur Rückseite zu erreichen.

Die L-Profile (1) werden durch die Spalte zwischen den Dis tanzstücken (8) fixiert, sind jedoch in Richtung der Senkrech ten auf die Abdeckscheibe (2i) verschiebbar, da diese Spalte mit einer einfachen Lehre auf etwa Blechstärke + 0,3 mm einge stellt wurden.

Im nächsten Schritt wurden die rückseitigen Wärmeisolations schichten aufgelegt. Dabei besteht die innere Wärmeisolations schicht (5i) aus temperaturbeständiger Glas- oder Steinwolle mit niedrigem Raumgewicht (35 kg/m³) und die äußere Schicht (5a) aus einer etwa 50 mm starken, beidseitig alukaschierten PU-Hartschaumplatte.

Bei der Konstruktion des Prototyps wurden die mechanischen Eigenschaften der Isoliermaterialien gezielt für konstruktive Zwecke genutzt. So verformt sich Glas- oder Steinwolle unter Druck elastisch und eine etwa 50 mm starke PU-Hartschaumplatte weist schon eine nennenswerte Steifigkeit auf.

Die Kollektorrückseite wurde jetzt mit einer definierten Druckbelastung beaufschlagt. Dadurch werden die Absorberprofi le (1) an die innere Glasscheibe (2i) gedrückt, da diese wie erläutert in Druckrichtung verschiebbar sind. Weiterhin wird die innere Wärmeisolationsschicht (5i) (elastisch) kompri miert, wobei die PU-Platte (5a) eine Druckverteilungsfunktion übernimmt. Die auf die Kollektorrückseite wirkende Gesamt druckkraft sollte die Gesamtgewichtskraft der Absorberprofile (1) und der inneren Abdeckscheibe (2i) nicht wesentlich über steigen, um eine unnötig hohe Biegebeanspruchung der Abdeck scheibe (2i) zu vermeiden.

Die Lage der "Druckplatte" (5a) wurde im nächsten Schritt unter Druckbelastung mittels einiger (am Kollektorrahmen be festigter) Andruckleisten (9) fixiert.

Durch diesen konstruktiven Aufbau wird erreicht, daß die Ab sorberelemente (1) wie durch eine Feder (elastische Verformung der Wärmeisolationsschicht (5i)) dauerhaft gegen die innere Scheibe gedrückt werden, d. h. die Spalte zwischen den Absor berprofilen (1) und der innersten Abdeckscheibe (2i) sind mi nimiert. Der Versuchsbetrieb hat gezeigt, daß eine weitere Ab dichtung nicht erforderlich ist.

Eine erfindungsgemäße Kanalstruktur nach Fig. 4 und 5 bzw. Fig. 2, Lösung C läßt sich also relativ einfach herstellen.

Der konstruktive Aufbau des Prototyps hatte den Vorteil, daß die Geometrie der Kanalstruktur ohne größeren Aufwand geändert werden konnte (durch Austausch der Distanzstücke (8)). Auch die Zahl der Abdeckscheiben und der Abstand zwischen den Ab deckscheiben konnte durch Austauschen der Distanzleisten (7) sehr einfach variiert werden, dabei mußte lediglich der Luft eintritt entsprechend angepaßt werden.

Es soll noch kurz auf die strömungstechnische Gestaltung der Luftumlenkung (4) des erfindungsgemäßen Kollektors nach Fig. 4, 5 eingegangen werden. Denn ohne besondere Maßnahmen ist bei diesen Kollektoren die Forderung, daß die Strömungsgeschwin digkeit zwischen den beiden äußeren Abdeckscheiben quer zur Strömungsrichtung konstant sein muß, nicht zu erfüllen. Denn bei diesen Kollektoren wird die Strömung nicht nur um 180° um gelenkt, sondern auch noch auf den Eintritt E in das Kanal system konzentriert.

Dieses Problem kann bei Inkaufnahme eines erheblichen Zusatz druckverlustes konstruktiv sehr einfach gelöst werden, indem vor Eintritt in das Kanalsystem ein sehr enger Spalt (Spalt länge = Kollektorbreite) angeordnet wird. Der Strömungsdruck verlust dieses Spaltes muß so hoch sein, daß dem gegenüber der Strömungsdruckverlust von jedem Punkt des Spaltes zur Ein trittsöffnung des Kanalsystems (E) vernachlässigbar klein ist. Dann ergibt sich eine über die Spaltlänge konstante Geschwin digkeit und damit die gleichmäßige Durchströmung der beiden äußeren Abdeckscheiben.

Bei dem erfindungsgemäßen Prototyp wurde eine druckverlustop timierte Lösung gewählt. Die Spaltquerschnittsfläche wurde so groß wie die Kanalquerschnittsfläche (= B × H) gewählt. Der Spalt (S) wurde schräg angeordnet. Vor dem Spalt wurden zwei zueinander parallele, gleichgroße Platten angebracht, bei deren Durchströmung ein Zusatzdruckverlust entsteht (Platten abstand = Spaltbreite). In Fig. 5 ist zu erkennen, daß die Kontur dieser Platten so gewählt ist, daß der Strömungsdruck verlust in Richtung der Eintrittsöffnung (E) zunimmt. Die Kon tur ist so berechnet, daß für jeden Strömungspfad der gleiche Druckverlust entsteht. Die Strömungsumlenkung (4) wurde aus 3 gekanteten Blechen und Distanzstücken auf einfache Weise her gestellt. Die Überprüfung der Funktion erfolgte durch Sicht barmachung der Strömung zwischen den beiden äußeren Abdeck scheiben mittels Rauch. Es wurde eine überraschend gleichmäßi ge Durchströmung der beiden äußeren Abdeckscheiben gefunden.

Nach dieser kurzen Beschreibung des konstruktiven Aufbaus ist die Funktionsweise des erfindungsgemäßen Kollektors aus Fig. 4 und Fig. 5 unmittelbar verständlich.

Die zu erwärmende Luft wird über die Lufteintrittsöffnung (3.1) angesaugt, wobei mittels Luftfilter eine über den Ein trittsquerschnitt konstante Luftgeschwindigkeit erzwungen wird. Wegen der niedrigen Geschwindigkeit am Lufteintritt bzw. zwischen den beiden äußeren Abdeckscheiben (2a, 2m) ist dazu nur ein Druckverlust am Eintrittsfilter von einigen Pascal er forderlich. Anschließend durchströmt die Luft den durch die beiden äußeren Abdeckscheiben (2a, 2m) gebildeten Zwischenraum laminar (1a), wird dann um 180° umgelenkt und der Eintritts öffnung (E) des Kanalsystems über die Umlenkvorrichtung (4) zugeführt. Bei der anschließenden turbulenten Durchströmung (T) des aus dem Absorber (1) und der inneren Abdeckscheibe (2i) gebildeten Kanalsystems erfolgt die Erhitzung der Luft.

Die erhitzte Luft verläßt über den Heißluftaustritt (10) den Kollektor.

Der erfindungsgemäße Prototyp wurde in Freilandversuchen ge testet. Fig. 6 zeigt schematisch die Versuchsanordnung. Der Kollektor wurde unter einem Winkel von 40° zu einer Horizon talebene in Südorientierung angeordnet. Die solare Einstrahl leistung wurde mit einem auf dem Kollektorrahmen montierten Pyranometer (P) gemessen, d. h. in einer zur Einstrahlfläche parallelen Ebene. Die Luftdurchflußmenge wurde mittels Schwe bekörperdurchflußmesser (F03) bestimmt, wobei die Durchfluß menge mittels Nebenluftdrosselklappe (K) eingestellt wurde.

Ziel der Messungen war die Ermittlung des thermischen Wir kungsgrades η_K für eine bestimmte Lufttemperaturerhöhung Δϑ_L. Zur Ermittlung verläßlicher Momentanwerte sind in etwa kon stante Einstrahlbedingungen erforderlich, die nur bei wolken freiem Himmel während der Mittagszeit näherungsweise gegeben sind.

Tabelle 1 zeigt einige Meßergebnisse. Es ist zu erkennen, daß bei hohen Einstrahlleistungen (_St < 900 W/m²) und hohen Umge bungstemperaturen (ϑ_U = ϑ_L,E) Luftaustrittstemperaturen ϑ_L,A deutlich über 100°C erreicht werden können.

Offensichtlich liegt der thermische Wirkungsgrad umso höher, je höher die Kanalreynoldszahl Re_A ist und je niedriger die Luftaustrittstemperatur ϑ_L,A ist. Höhere Reynoldszahlen führen jedoch wie bereits erläutert zu höheren Druckverlusten.

Zusätzlich zu den in Tabelle 1 angegebenen Daten wurden weite re Temperaturen gemessen. So wurde festgestellt, daß bei dem 3-Scheiben-Kollektor nach Fig. 4 die Außentemperatur (T06) der äußeren Abdeckscheibe (2a) nur etwa 10°C über der Umgebungs temperatur lag. Temperaturmessungen zwischen den beiden äuße ren Abdeckscheiben (2a, 2m) vor der Strömungsumlenkung (T07) zeigten ein ausgeprägtes Temperaturprofil, wie es nur in einer Laminarströmung vorzufinden ist.

Zusätzlich wurden an verschiedenen Stellen Temperaturen der Absorberrückseite ϑ_Ab (T08) gemessen. Der Temperaturunter schied zwischen der Absorberrückseite und der mittleren Luft temperatur lag bei Reynoldszahlen Re_A zwischen 7000 und 8000 bei etwa 15°C.

Die Strömung zwischen den beiden äußeren transparenten Schei ben wurde während der Versuche zeitweise mittels Rauch sicht bar gemacht. Dabei wurde festgestellt, daß ein bestimmter Scheibenabstand nicht überschritten werden, d. h. eine bestimm te mittlere Strömungsgeschwindigkeit nicht unterschritten wer den darf. Wird der Scheibenabstand zu groß, bzw. die mittlere Luftgeschwindigkeit zu niedrig, so treten trotz Re < 2300 Ver wirbelungen auf, d. h. die Strömung ist keinesfalls laminar. Aus diesen Beobachtungen heraus wurde in die Ansprüche 2 und 3 die Forderung nach einer Mindestgeschwindigkeit aufgenommen.

Bezüglich der laminaren Durchströmung der beiden äußeren Scheiben kann auch formuliert werden: Die Zwangskonvektion muß gegenüber der freien Konvektion dominierend sein.

Es wurden auch Versuche mit nur zwei transparenten Scheiben (2a, 2i) durchgeführt. Bei geeignetem Abstand dieser Scheiben konnten bei Einstrahlleistungen von etwa _St = 900 W/m² be reits Temperaturerhöhungen Δϑ_L von gut 70°C bei thermischen Wirkungsgraden von etwa 55% erzielt werden.

Diese Werte zeigen einerseits, daß durch die dritte Scheibe 2m, die im wesentlichen die Funktion eines Strahlungsschirmes erfüllt, noch eine deutliche Verbesserung der Leistungsfähig keit des Kollektors möglich ist. Andererseits kann die Aufga be, die sich die Erfindung gestellt hat, bereits mit zwei transparenten Scheiben gelöst werden.

Trotz der einfachen Konstruktion war es möglich, mit dem Pro totyp des erfindungsgemäßen Kleinkollektors die Vorteile der erfindungsgemäßen Lösung nachzuweisen.

Ein Serienkollektor wird schon deshalb konstruktiv anders auf gebaut sein können, weil der Einsatz leistungsfähiger Ferti gungstechniken wirtschaftlich gerechtfertigt ist.

Fig. 7 zeigt qualitativ (!) den Temperaturverlauf über den Kollektorquerschnitt für eine bestimmte Längskoordinate X. Fig. 7 verdeutlicht, daß die heißeste Stelle in der Kollektor mitte liegt und vor allem die Temperatur zur Einstrahlseite hin schrittweise abgebaut wird.

Fig. 8 zeigt, wie der Druckverlust eines erfindungsgemäßen Kleinkollektors nach Fig. 4 und Fig. 5 deutlich reduziert wer den kann. Der Druckverlust entsteht in der Hauptsache durch die Vielzahl der scharfkantigen 180°-Strömungsumlenkungen. Durch Aufstecken von längsgeschlitzten Schlauchstücken aus temperaturbeständigem Silikon (11.1), d. h. Rundung der scharf kantigen Blechenden, kann der Strömungsdruckverlust deutlich reduziert werden. Geschlitzte Rundprofile aus temperaturbe ständigem Material (11.2) haben die gleiche Wirkung. Strö mungstechnisch günstiger sind tropfenförmige Kantenschutzpro file (11.3).

Es sollen noch einige Alternativen zu den bisher beschriebenen Lösungen diskutiert werden.

Beispielsweise könnten die beiden äußeren Abdeckscheiben (2a, 2m) durch eine sogenannte Doppelstegplatte aus einem transpa renten Kunststoff ersetzt werden, deren Hohlraum durchströmt wird. Dies hätte insbesondere den Vorteil einer Gewichtsredu zierung. Derartige Platten werden z. B. im Gewächshausbau ver wendet. Besonders geeignet erscheint wegen seiner relativ gu ten Temperaturbeständigkeit der Kunststoff Makrolon (Polycar bonat) dessen Dauergebrauchstemperatur von 140°C für den Nor malbetrieb (Erhitzung von Umgebungsluft) völlig ausreichend wäre. Wegen der guten Wärmedämmung des erfindungsgemäßen Kol lektors ist jedoch bei Kollektorstillstand (z. B. Ausfall der Luftabsaugung) mit hohen Temperaturen an der Innenseite der Doppelstegplatte zu rechnen. Um eine thermische Schädigung der Doppelstegplatten auszuschließen, müßte eine Temperaturüber wachung vorgesehen werden. Bei größeren Kollektoranlagen erscheint dies durchaus vertretbar.

Eine weitere für den Fachmann naheliegende Alternative wäre die Ausbildung der transparenten Abdeckung (2m) als tempera turbeständige Kunststoffolie. Denn die Abdeckung (2m) ist ge gen Umwelteinflüsse wie Hagelschlag und Winddruck geschützt und hat hauptsächlich die Funktion eines Strahlungsschirms. Eine solche Kunststoffolie muß hohe Temperaturbelastungen oh ne Schädigung ertragen (z. B. Teflon, Handelsname: Hostaflon). Der vergleichsweise große thermische Längenausdehnungskoeffi zient muß bei der Konstruktion berücksichtigt werden.

Anwendungen

Vorteil der erfindungsgemäßen Solarluftkollektoren ist, daß sie gegenüber Standardlösungen wesentlich höhere Luftaus trittstemperaturen bei guten thermischen Wirkungsgraden erzeu gen können. Damit erweitert sich das Einsatzgebiet dieser Art der regenerativen Energiegewinnung. Dies soll für zwei Ein satzgebiete in Stichpunkten erläutert werden.

In der konvektiven Trocknungstechnik wird ein Trocknungsmit tel, meist Umgebungsluft, direkt (z. B. Gasbrenner, Verbren nungsabgase mit Luft gemischt) oder indirekt (z. B. Dampfregis ter) erhitzt und über oder durch das zu trocknende Naßgut ge leitet. Dabei findet ein gekoppelter Wärme- und Stofftransport statt: die Flüssigkeit wird verdampft bzw. verdunstet und vom Trocknungsmittel aufgenommen. Die dazu notwendige Wärmeenergie wird dem Trocknungsmittel entzogen, so daß dieses sich abkühlt.

Fig. 9 zeigt beispielhaft zwei Trocknungsverläufe im h-x-Dia gramm. Das Trocknungsmittel Luft (20° C, ϕ = 60%) wird einmal auf 60°C (Standardluftkollektor, II) und das andere Mal auf 100°C (erfindungsgemäßer Luftkollektor, I) erwärmt. Während des Trocknungsprozesses möge sich die Luft in beiden Fällen bis ϕ = 80% aufsättigen. Für den Fachmann ist unmittelbar klar, daß mit dem gleichen Massenstrom trockener Luft _L,tr dem Naßgut in Fall I die doppelte Wassermenge wie in Fall II entzogen werden kann. Daneben ist in Fall I die erforderliche Verweilzeit (und damit die Apparategröße) wegen der höheren Trocknungsgeschwindigkeit niedriger.

Daher wählt man in der konvektiven Trocknungstechnik die Trocknungsmitteleintrittstemperaturen möglichst hoch. Ein schränkungen ergeben sich allerdings in einer Reihe von Fällen durch produktspezifische Eigenschaften (Temperaturempfindlich keit usw.).

Die solare Lufterhitzung für ganzjährig betriebene Trocknungs prozesse ist bezüglich des solaren Nutzungsgrades etwa ver gleichbar mit der solaren Warmwasserbereitung, d. h. während der Sommermonate kann ein erheblicher Teil, zeitweise bis zu 100%, der benötigten Wärmeenergie solar bereitgestellt wer den, in den übrigen Monaten nur Teilbeträge.

Sinnvolle Einsatzgebiete von Solarluftkollektoren werden noch stärker durch den Aspekt des sogenannten solarsynchronen Ener giebedarfs geprägt als im Fall der Solarkollektoren zur Erwär mung von Flüssigkeiten. Denn eine Wärmespeicherung ist - anders als bei Flüssigkeitskollektoren - nur durch Übertragung der Wärmeenthalpie der heißen Luft an ein anderes Medium (Ge steinsmasse, Flüssigkeit) möglich.

Besonders vorteilhaft ist der Einsatz von Solarluftkollektoren also, wenn die erhitzte Luft direkt verwendet werden kann, wie z. B. in der konvektiven Trocknungstechnik.

Unter diesem Aspekt erscheint der Einsatz von Solarluftkollek toren bei der Klimatisierung von größeren Gebäuden (Bürogebäu den, Kaufhäuser, usw.) besonders vielversprechend. Denn diese Gebäude weisen insbesondere in den Sommermonaten einen hohen Bedarf an Kälteenergie ("Klimakälte") auf.

Seit einigen Jahren werden in der Klimatechnik verstärkt Käl temaschinen eingesetzt, die als Antriebsenergie Niedertempera turwärme nutzen können und nicht wie die üblichen Kompres sionskältemaschinen ausschließlich mit elektrischer Energie angetrieben werden.

Derzeit gelten Absorptionskältemaschinen (AKM), die mit dem Stoffpaar Wasser/LiBr arbeiten, als Standardkälteverfahren für die Bereitung von Klimakälte. Der sogenannte Austreiber einer AKM wird im allgemeinen mit Heißwasser oder Niederdruckdampf beheizt. Übliche Heißwasservorlauftemperaturen liegen zwischen 90 und 98°C, wobei das Heißwasser nur auf knapp 80°C abgekühlt werden kann. Bei niedrigeren Antriebstemperaturen sinkt die Kälteleistung solcher AKM deutlich.

Mit erfindungsgemäßen Solarluftkollektoren kann das zum Be trieb solcher AKM erforderliche Temperaturniveau im Sommer tagsüber durchaus erreicht werden. Wegen des schlechteren Wär meübergangs von Luft wären bei Einsatz von solar erhitzter Luft eher noch höhere Lufttemperaturen erforderlich, also z. B. eine Lufteintrittstemperatur von 110°C. Da die Luft nur auf ca. 90°C abgekühlt werden könnte, ergibt sich zunächst, daß die Luft im Kreis geführt werden müßte (Solarluftkollektor Wärmetauscher AKM). Tabelle 1 zeigt einerseits, daß bei Kol lektoreintrittstemperaturen < 20°C Luftaustrittstemperaturen von deutlich über 100°C ohne weiteres erreicht werden können. Wird die Kollektoreintrittstemperatur deutlich über 30°C ange hoben, so sind zwar Luftaustrittstemperaturen < 115°C möglich, jedoch wird der Wirkungsgrad mit zunehmender mittlerer Luft temperatur, d. h. zunehmender Absorbertemperatur überpropor tional abnehmen, vor allem wegen der T⁴-Abhängigkeit der Strahlungswärmeverluste.

Wesentlich geeigneter für den Antrieb mittels solar erzeugter Wärmeenergie erscheinen sogenannte Adsorptionskältemaschinen, da das erforderliche Temperaturniveau der Antriebswärmeenergie niedriger liegt.

Insbesondere sogenannte offene Sorptionskälteprozesse, die di rekt kühle Luft bereitstellen, könnten mittels solar erhitzter Luft angetrieben werden.

Bei Kältemaschinen nach diesem Prinzip wird Außenluft von ei nem auch Trocknungsrad genannten Sorptionsrad getrocknet, wo bei sich die Luft gleichzeitig erwärmt. Das Sorptionsrad ist vom Aufbau her ein aus der Wärmerückgewinnungstechnik bekann ter Regenerator, d. h. ein nach dem Speicherprinzip arbeitender rotierender Luft-Luft-Wärmetauscher. Allerdings ist die Ober fläche des Sorptionsrades mit einem Adsorptionsmittel (z. B. Silicagel) beschichtet.

Im nächsten Schritt wird die entfeuchtete und dabei erwärmte Außenluft in einem Wärmetauscher vorgekühlt und anschließend durch adiabate Befeuchtung in einem Verdunstungskühler weiter abgekühlt. Die Temperatur der so konditionierten Gebäudezuluft liegt unterhalb der Umgebungstemperatur.

Das Sorptionsrad wird mit heißer Luft regeneriert (= Desorp tion), wobei das Adsorptionsmittel eine Temperatur von ca. 55-60°C erreichen muß.

Üblicherweise wird diese Heißluft mittels eines Luft/Wasser-Wär metauschers bereitgestellt. Wird dieser Wärmetauscher z. B. mit Heißwasser von 90°C (Fernwärme) betrieben, so liegt die erzielbare Heißlufttemperatur < 90°C (z. B. 70°C), da ansonsten Wärmeübertragungsfläche und Druckverlust des Wärmetauschers zu groß werden. Heißlufttemperaturen von 70°C sind mit den erfin dungsgemäßen Kollektoren auch noch bei Einstrahlleistungen von nur etwa 500 W/m² erreichbar (bei 20°C Umgebungstemperatur).

Der größte Klimakältebedarf bei Bürogebäuden oder ähnlichem tritt in den Sommermonaten tagsüber bei den höchsten solaren Einstrahlleistungen auf, d. h. Energiebedarf und solares Ener gieangebot fallen zeitlich zusammen.

Die für den Betrieb eines offenen Sorptionskälteprozesses zur Desorption erforderlichen Heißlufttemperaturen können mit er findungsgemäßen Solarluftkollektoren ohne weiteres erreicht werden.

In beiden Anwendungsbeispielen sind die erfindungsgemäßen So larluftkollektoren Hochleistungskollektoren zur Erhitzung von Flüssigkeiten, z. B. Vakuumröhrenkollektoren, überlegen, da der Wärmeträger Luft direkt erhitzt wird.

Wird z. B. eine Heißlufttemperatur von 90°C gefordert, so muß ein Flüssigkeits-Solarkollektor Austrittstemperaturen von deutlich über 90°C erreichen, da für die Wärmeübertragung Flüssigkeit-Luft eine Mindesttemperaturdifferenz von etwa 10- 20°C erforderlich ist.

Vor allem sollten die Herstellkosten erfindungsgemäßer Solar luftkollektoren deutlich niedriger liegen als die von Vakuum röhrenkollektoren oder anderen Flüssigkeits-Hochtemperaturkol lektoren (Serienfertigung vorausgesetzt).

Tabelle 1 Meßergebnisse Solarluftkollektor nach Fig. 4 und 5

Neigung Einstrahlfläche gegen Horizontalebene: 40°
Orientierung Einstrahlfläche: Süd
Meßstellen:

Fig.

6
geographischer Ort: 70° 0' östl. Länge, 51° 11' nördl. Breite

solare Einstrahlleistung (_St) (Meßstelle P):
Pyranometer CM11
(Fa. Kipp & Zonen),
Luftdurchflußmenge (_L) (Meßstelle F 03):
Schwebekörperdurchflußmesser
(Fa. Fischer & Porter)
Schwebekörper: Cr-Ni-Stahl
Angezeigter Skalenwert mit mittlerer Temperatur aus T02 und T04 in Nm³/h bzw. kg/h umgerechnet,
Temperaturen (ϑ_L,E, ϑ_L,A) (Meßstellen T01, T02):
Digitalthermometer technoterm 9500
(Fühlertyp: NTC, Fa. Testoterm)
Ausrüstung Kollektor:
2a: Solarglas 4 mm
2m: Floatglas, blendarm, 3 mm
2i: Solarglas 4 mm
1: selektiv ausgerüstet
(Maxorb-Folie), Rückseite metallisch blank
Messungen Nr. 1 bis 3: Kollektorgeometrie gleich.

Verwendete Formelzeichen

Verwendete Definitionen

Bezugszeichenliste

1

Absorber, Absorberprofile

2

.a transparente Abdeckscheibe

2

.m transparente Abdeckscheibe

2

.i transparente Abdeckscheibe

3.1

,

3.2

Lufteintrittsöffnungen

4

Strömungsumlenkung

5

.a Wärmeisolation außen

5

.i Wärmeisolation innen

6

Kollektorrahmen

7

Distanzleisten

8

Distanzstücke

9

Andruckleiste

10

Heißluftaustritt

11.1

Schlauchstück, längsgeschlitzt

11.2

Aufsteckprofil, Kreisquerschnitt

11.3

Aufsteckprofil, tropfenförmiger Querschnitt
la Laminarströmung
T Turbulenzströmung
E Eintrittsöffnung Kanalsystem
S Spalt
K Drosselklappe
V Ventilator
P Pyranometer
T 01 Lufteintrittstemperatur
T 02 Luftaustrittstemperatur
T 04 Lufttemperatur nach Durchflußmesser
T 06 Oberflächentemperatur (außen) Abdeckscheibe

2

a
T 07 Temperatur vor Strömungsumlenkung
T 08 Temperatur Absorberrückseite
F 03 Durchflußmessung
P 05 Druckmessung (Differenzdruck zu Umgebungsdruck)

Claims

1. Solarflachkollektor zur Erhitzung von Luft oder anderen gasförmigen Fluiden mit einem Absorber (1) zur Absorption der Solarstrahlung, der zur Einstrahlseite hin mit wenigstens zwei transparenten Scheiben (2a, 2i) abgedeckt ist und dessen Rückseite mit einer oder mehreren Wärmeisolationsschichten (5a, 5i) ausgerüstet ist, mit wenigstens einer schlitz förmigen Lufteinlaßöffnung (3.1), die so angeordnet ist, daß der Raum zwischen den beiden äußeren, einstrahlseitigen transparenten Scheiben durchströmt werden kann, wobei die Luft anschließend zwischen der innersten transparenten Scheibe (2i) und dem Absorber (1) strömt, dadurch gekennzeichnet, daß der hydraulisch gleichwertige Kanaldurchmesser d_H, der aus dem profilierten Absorber (1) und der innersten transparenten Scheibe (2i) gebil deten Strömungskanäle so gewählt ist, daß die Reynoldszahl der Kanalströmung größer als 5000 ist.

2. Solarflachkollektor nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß bei parallel geschalteten, gleichsinnig durchströmten Kanälen und zwei Lufteintrittsöffnungen (3.1, 3.2) der Abstand der beiden äußeren transparenten Scheiben so gewählt ist und der Gesamtluftstrom mittels des Verhältnisses der Querschnittsflächen der beiden Lufteintrittsöffnungen und/oder der Durchströmwiderstände der beiden Lufteintrittsfilter so aufgeteilt wird, daß die mit dem hydraulisch gleichwertigen Durchmesser d_H des aus diesen transparenten Scheiben und dem Kollektorrahmen (6) gebildeten Strömungsquerschnittes gebildete Reynoldszahl kleiner als 2300 ist und die Strömungsgeschwindigkeit zwischen den beiden äußeren transparenten Scheiben größer als 0,1 m/s ist.

3. Solarflachkollektor nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß bei serpentinenartiger Kanalführung und nur einer Lufteintrittsöffnung (3.1) der Abstand der beiden äußeren transparenten Scheiben so gewählt ist, daß die mit dem hydraulisch gleichwertigen Durch messer d_H des aus diesen transparenten Scheiben und dem Kollektorrahmen (6) gebildeten Strömungsquerschnittes gebildete Reynoldszahl kleiner als 2300 ist und die Strömungsge schwindigkeit zwischen den beiden äußeren transparenten Scheiben größer ist als diejenige Strömungsgeschwindigkeit, die sich allein durch freie Konvektion aufgrund des Tempera turunterschiedes der beiden Abdeckscheiben ergeben würde.

4. Solarflachkollektor nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß zwecks Reduzierung des Strömungsdruckverlustes der 180°-Umlenkungen die Endungen der Absorberprofile (1) mit Schlauchstücken oder Kantenschutzprofilen aus einem bis 200°C temperaturbeständi gen Material versehen sind.

5. Solarflachkollektor nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß der Ab sorber (1) federnd gegen die innere Abdeckscheibe (2i) gedrückt wird, wobei der Anpreß druck durch die elastische Komprimierung einer Glas- oder Steinwollmatte (5i) mit niedrigerer Raumdichte (z. B. 40 kg/m³) erzeugt werden kann.

6. Solarflachkollektor nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Lufteintriftsöffnungen (3.1, 3.2) mit Luftfiltern ausgerüstet sind, die einen Mindestdruck verlust von etwa 5 Pa aufweisen.

7. Solarflachkollektor nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß der Ab sorber (1) zur Einstrahlseite hin mittels einer Beschichtung so ausgebildet ist, daß er im Wellenlängenbereich der Solarstrahlung ein hohes Absorptionsvermögen (α_St ≈ 0,95) und im infraroten Wellenlängenbereich ein niedriges Emissionsverhaltnis (ε < 0,1) aufweist.

8. Solarflachkollektor nach einem der Ansprüche 1 bis 7 dadurch gekennzeichnet, daß die zur rückseitigen Wärmeisolationsschicht (5i) gerichteten Kanalflächen ein niedriges Emissions verhältnis ε aufweisen.

9. Solarflachkollektor nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Kanalreynoldszahl größer als 7000 ist, der hydraulisch gleichwertige Kanaldurchmesser d_H kleiner als 60 mm ist, der Kollektor mit 3 Abdeckscheiben ausgerüstet ist und der Absorber (1) aus Aluminium oder einer Aluminiumlegierung gefertigt ist.