DE19800560C1 - Solarflachkollektor zur Erhitzung von Luft oder anderen gasförmigen Fluiden - Google Patents
Solarflachkollektor zur Erhitzung von Luft oder anderen gasförmigen FluidenInfo
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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 ηk, 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 ΔϑL < 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 dH 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, dH/L) (1)
berechnet. Mit steigender Reynoldszahl Re, d. h. i.a. mit stei
gender Strömungsgeschwindigkeit steigt die Nusseltzahl Nu und
damit der Wärmeübergangskoeffizient αC. 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:
spez. Einstrahlleistung qSt
= 900 W/m2
Temperaturerhöhung der Luft ΔϑL
= 80°C
Lufteintrittstemperatur ϑL,E
Lufteintrittstemperatur ϑL,E
= 20°C
therm. Kollektorwirkungsgrad ηK
therm. Kollektorwirkungsgrad ηK
= 68%
Der Kollektorwirkungsgrad ηK muß durch Messung ermittelt wer
den. Mit diesen Daten kann aus
d. h. der Definiton des thermischen Wirkungsgrade5, unmittelbar
der auf die Einstrahlfläche des Kollektors AK bezogene Luft
massenstrom L* angegeben werden (Auslegungsbeispiel: L* =
27,5 kg/(m2h)). Je größer also die geforderte Lufttemperatur
erhöhung ΔϑL 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 dH (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 ReA = 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 dH 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 ΔϑL < 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, ReA = 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 = ηK.AK.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, ReA = 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 AK = 1 m ×
22,6 m = 22,6 m2.
Aus Gleichung (3) folgt für dieses Beispiel, daß ReA = 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 » dH ergeben sich dann aus Beziehungen entsprechend
(1) für konstante Reynoldszahlen ReA konstante Nusseltzahlen
Nu. Aus der Definitionsgleichung der Nusseltzahl Nu (siehe
Anhang) folgt aber unmittelbar, daß mit wachsendem hydrauli
schem Kanaldurchmesser dH (für Beispiel H = B gilt: dH = B)
der Wärmeübergangskoeffizient αC,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 αC und desto niedri
ger ist der Temperaturunterschied zwischen Absorber (1) und
überströmender Luft (T). Für den Fachmann ist allerdings klar,
daß mit abnehmendem dH der Strömungsdruckverlust ansteigt.
Zusätzlich ist noch die bekannte Grundgleichung der Wärmeüber
tragung zu beachten.
Ab = αCAWü(ϑAb-ϑL (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 ϑAb-ϑL, möglichst klein zu halten. Gleichung
(4) zeigt jedoch, daß neben dem bisher betrachteten Wärmeüber
tragungskoeffizienten αC auch die Wärmeübertragungsfläche
AWü berücksichtigt werden muß.
Setzt man die gesamte aus Absorberblech bestehende Kanalfläche
als Wärmeübertragungsfläche AWü in Gleichung (4) an, so ist
für das betrachtete Beispiel das Verhältnis AWü/AK = 3 und
zwar unabhängig von dem hydraulisch gleichwertigen Kanaldurch
messer dH. Hieraus folgt für das betrachtete Beispiel, daß die
Temperaturdifferenz zwischen Absorber und überströmender Luft
ϑAb-ϑL und damit die Wärmeverluste umso kleiner sind, je
kleiner der hydraulisch gleichwertige Kanaldurchmesser dH 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 dH, andererseits
ist eine höhere Gebläsepressung, d. h. mehr elektrische Geblä
seantriebsenergie erforderlich.
Es soll noch darauf hingewiesen werden, daß das Verhältnis
AWü/AK 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 AWü/AK 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 dH gebildete Kanalreynoldzahl
Re < 2300 ist (Def. dH, 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 (αSt ≅ 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 (αSt = 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 ΔϑL < 80°C bei thermischen Wirkungsgraden
ηK < 60% erreichbar sind. Dazu wird zunächst der Bereich der
möglichen Reynoldszahlen enger gewählt (Re < 7000) und eine
Obergrenze für den hydraulisch gleichwertigen Kanaldurchmesser
dH angegeben (dH = 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 = αSt ≅
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 = αSt = 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 ηK 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, ReA = 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 AK = 22 m2 (≅ = 22,6 m2). Durch vielfaches "Um
knicken" des 1-Kanal-Modellkollektors entsteht ein praktisch
ausführbarer Kleinkollektor (C) mit gleicher Einstrahlfläche
AK.
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 ReA 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 (Bo, H = Bo)
als Bezugsfall gewählt und die Querschnittsflächen aller Ka
nalformen sind gleich (F = Fo), so daß der hydraulisch gleich
wertige Kanaldurchmesser dH für jede Kanalform auch über die
Breite Bo des quadratischen Kanals ausgedrückt werden kann.
Es wurde bereits ausführlich erläutert, daß bei gleicher Rey
noldszahl ReA die Nusseltzahl Nu in etwa konstant ist und
damit die Wärmeübergangszahl αc um so größer ist, je kleiner
der hydraulisch gleichwertige Kanaldurchmesser dH ist. Nach
Gleichung (4) bestimmen Wärmeübergangszahl αc und Wärmeüber
gangsfläche AWü die zur Übertragung des Wärmestroms Ab not
wendige Temperaturdifferenz zwischen Absorber und strömender
Luft.
Daher ist für jede Kanalform auch die auf die Einstrahlfläche
AK 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 ηK für eine bestimmte Lufttemperaturerhöhung ΔϑL.
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 (ϑU = ϑL,E) Luftaustrittstemperaturen ϑL,A
deutlich über 100°C erreicht werden können.
Offensichtlich liegt der thermische Wirkungsgrad umso höher,
je höher die Kanalreynoldszahl ReA ist und je niedriger die
Luftaustrittstemperatur ϑL,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 ϑAb (T08) gemessen. Der Temperaturunter
schied zwischen der Absorberrückseite und der mittleren Luft
temperatur lag bei Reynoldszahlen ReA 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 ΔϑL 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.
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).
Neigung Einstrahlfläche gegen Horizontalebene: 40°
Orientierung Einstrahlfläche: Süd
Meßstellen:
Orientierung Einstrahlfläche: Süd
Meßstellen:
Fig.
6
geographischer Ort: 70° 0' östl. Länge, 51° 11' nördl. Breite
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 (ϑL,E, ϑL,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.
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 (ϑL,E, ϑL,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.
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
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)
T 07 Temperatur vor Strömungsumlenkung
T 08 Temperatur Absorberrückseite
F 03 Durchflußmessung
P 05 Druckmessung (Differenzdruck zu Umgebungsdruck)
Claims (9)
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 dH,
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 dH 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 dH 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 (αSt ≈ 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 dH
kleiner als 60 mm ist, der Kollektor mit 3 Abdeckscheiben ausgerüstet ist und der Absorber
(1) aus Aluminium oder einer Aluminiumlegierung gefertigt ist.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
DE19800560A DE19800560C1 (de) | 1998-01-09 | 1998-01-09 | Solarflachkollektor zur Erhitzung von Luft oder anderen gasförmigen Fluiden |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
DE19800560A DE19800560C1 (de) | 1998-01-09 | 1998-01-09 | Solarflachkollektor zur Erhitzung von Luft oder anderen gasförmigen Fluiden |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
DE19800560C1 true DE19800560C1 (de) | 1999-04-15 |
Family
ID=7854224
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
DE19800560A Revoked DE19800560C1 (de) | 1998-01-09 | 1998-01-09 | Solarflachkollektor zur Erhitzung von Luft oder anderen gasförmigen Fluiden |
Country Status (1)
Country | Link |
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DE (1) | DE19800560C1 (de) |
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D1 | Grant (no unexamined application published) patent law 81 | ||
8363 | Opposition against the patent | ||
8331 | Complete revocation |