dombi veronica elvira

1

Investeşte în oameni!

FONDUL SOCIAL EUROPEAN Programul Operaţional Sectorial Dezvoltarea Resurselor Umane 2007 – 2013 Axa prioritar ă 1 „Educaţie şi formare profesională în sprijinul creşterii economice şi dezvoltării societăţii bazate pe cunoaştere” Domeniul major de intervenţie 1.5. „Programe doctorale şi post-doctorale în sprijinul cercetării” Titlul proiectului: „Studii doctorale pentru dezvoltare durabilă (SD-DD)” Numărul de identificare al contractului: POSDRU/6/1.5/S/6 Beneficiar: Universitatea Transilvania din Braşov

Universitatea Transilvania din Braşov

Şcoala Doctorală Interdisciplinar ă

Centrul de cercetare: Sisteme de energii regenerabile şi reciclare

Ing. Veronica-Elvira DOMBI

OPTIMIZAREA ORIENT ĂRII COLECTOARELOR SOLAR

TERMICE PLANE FUNC ŢIE DE NECESARUL ENERGETIC AL

UNEI CLĂDIRI

TRACKING OPTIMIZATION OF THE FLAT SOLAR THERMAL

COLLECTORS DEPENDING ON THE THERMAL ENERGY

DEMAND OF A BUILDING

Conducător ştiin ţific

Prof.dr.ing. Ion VI ŞA

BRAȘOV, 2011

2

MINISTERUL EDUCA ŢIEI, CERCETARII, TINERETULUI ŞI SPORTULUI UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRA ŞOV

BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525 RECTORAT

D-lui (D-nei) ..............................................................................................................

COMPONENŢA

Comisiei de doctorat

Numită prin ordinul Rectorului Universităţii „Transilvania” din Braşov

Nr. 4808 din 29.09.2011

PREŞEDINTE: Prof. Dr. Ing. Codruţa JALIU


CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: Prof. Dr. Ing. Ion VIŞA


REFERENŢI: Prof. Dr. Ing. Vistrian MĂTIEŞ

Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca

Prof.Dr.Ing. Florin IORDACHE

Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti

Prof. Dr. Ing. Dorin Valentin DIACONESCU


Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 20.12.2011, ora 11.00 Colina Universităţii, Corpul E, Căsuţa Solară. Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm să le transmiteţi în timp util, pe adresa: [email protected]. Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de doctorat. Vă mulţumim!

3

CUPRINS

Pg. teză

Pg. rezumat

1 INTRODUCERE 6 7

2 STADIUL ACTUAL AL CERCET ĂRII ÎN DOMENIUL COLECTOARELOR SOLAR-TERMICE CU ORIENTARE CONTROLAT Ă

9 9

2.1 Energia termică. Definire și surse de energie 9 9 2.2 Conversia energiei solare în energie termică 13 9

2.2.1 Aspecte generale privind radiația solară 13 9

2.2.2 Energia solară și conversia în alte forme de energie 14 10

2.2.3 Valorificarea energiei solare prin sisteme de conversie termică

15 10

2.3 Colectoare solar-termice 16 10 2.3.1 Clasificarea colectoarelor solar-termice 16 10 2.3.2 Colectoare solar-termice plane 20 10 2.3.3 Sisteme cu colectoare solar-termice (instalații cu CST) 20 11

2.4 Sisteme de orientare pentru colectoarele solar-termice 23 12

2.4.1 Aspecte generale privind orientarea controlată a CST plane 23 12

2.4.2 Sisteme de orientare: ecuatoriale, pseudo-ecuatoriale, azimutale

25 13

2.4.3 Sisteme pseudo-ecuatoriale: biaxiale și monoaxiale 31 13 2.5 Concluzii și obiectivele tezei 34 16 2.5.1 Concluzii 34 16 2.5.2 Obiectivele tezei 36 17

3 MODELAREA R ĂSPUNSULUI ENERGETIC AL UNUI SISTEM SOLAR-TERMIC CU ORIENTARE MONOAXIAL Ă ÎNCLINAT Ă

37 18

3.1 Modele utilizate în demersul propus și formularea listei de cerințe 38 18

3.1.1 Modelarea unghiurilor de orientare ale razei solare, ale colectorului termic și a unghiurilor de incidență rază solară-colector

38 18

3.1.2 Modelarea programului de orientare 46 20

3.1.3 Modelarea radiației solare directe, radiației difuze și a radiației globale captate de o suprafață plană receptoare

47 20

3.1.4 Modelarea unghiurilor de incidență rază solară-oglindă și rază reflectată-colector; modelarea radiației solare medii captate de colector prin intermediul oglinzilor

49 21

3.1.5 Modelarea energiei solare captate, a eficienței de captare și a randamentului colectorului solar termic

53 23

3.1.6 Modelarea temperaturii agentului termic în premisa sarcinii termice nule (stagnării)

56 24

3.1.7 Listă de cerințe 58 24

4

3.2 Elaborarea algoritmului de sinteză a sistemului de orientare monoaxială, în cazul sarcinii termice maxime

58 24

3.3 Elaborarea algoritmului de sinteză a sistemului de orientare și a răspunsului energetic, în cazul sarcinii nule

60 25

3.4 Elaborarea algoritmului de sinteză a sistemului de orientare, în cazul sarcinilor parțiale

61 26

3.5 Concluzii și contribuții 62 26 3.5.1 Concluzii 62 26 3.5.2 Contribuții 63 27

4 APLICAREA ALGORITMILOR PENTRU SINTEZA SISTEMULUI DE ORIENTARE A UNUI COLECTOR SOLAR TERMIC PLAN AMPLASAT ÎN ZONA BRA ŞOV

64 28

4.1 Datele meteo-geografice ale locației de implementare și principalele cerințe impuse sistemului de orientare

64 28

4.2 Aplicarea algoritmului pentru sinteza sistemului de orientare, în condițiile sarcinii termice maxime

65 28

4.3 Aplicarea algoritmului pentru sinteza sistemului de orientare, în condițiile sarcinii termice nule

81 32

4.4 Aplicarea algoritmului pentru sinteza sistemului de orientare, în condițiile sarcinilor termice parțiale

87 35


5

REALIZAREA, IMPLEMENTAREA ŞI TESTAREA UNUI DEMONSTRATOR SOLAR TERMIC CU ORIENTARE MONOAXIAL Ă ÎNCLINAT Ă, COMPARATIV CU UN DEMONSTRATOR DE REFERIN ŢĂ, FIX

93 37

5.1 Proiectarea constructivă a demonstratorului cu orientare diurnă 93 37 5.2 Realizarea și implementarea demonstratoarelor 103 41

5.3 Testarea experimentală și analiza comparativă 110 44


6 CONCLUZII ŞI CONTRIBU ŢII FINALE. VALORIFICAREA REZULTATELOR

125 53

6.1 Concluzii finale 125 53 6.2 Principalele contribuții 128 55 6.3 Diseminarea rezultatelor 130 56 6.4 Direcții ulterioare de cercetare 131 56 BIBLIOGRAFIE 132 57 REZUMAT - 60 Curriculum Vitae - 61

5

TABLE OF CONTENTS

Thesis Page

Summary Page

1 INTRODUCTION 6 7

2 THE STATE OF THE ART REGARDING THE CONTROLLED TRACKED SOLAR-THERMAL COLLECTORS

9 9

2.1 Thermal energy. Definition and energy sources 9 9

2.2 Solar energy conversion into thermal energy 13 9

2.2.1 General data about solar radiation 13 9

2.2.2 Solar energy and the conversion into other forms of energy

14 10

2.2.3 Harnessing solar energy using thermal conversion systems

15 10

2.3 Solar-thermal collectors 16 10 2.3.1 Classification of solar-thermal collectors 16 10 2.3.2 Solar-thermal flat plate collectors 20 10 2.3.3 Solar-thermal collectors systems (STC installations) 20 11

2.4 Tracking systems for solar-thermal collectors 23 12

2.4.1 General aspects concerning controlled tracking of flat plate STC

23 12

2.4.2 Equatorial, pseudo-equatorial and azimutal tracking systems

25 13

2.4.3 Biaxis and monoaxis pseudo-equatorial systems 31 14 2.5 Conclusions and the aims of the thesis 34 16 2.5.1 Conclusions 34 16 2.5.2 The thesis objectives 36 17

3 MODELING THE ENERGETIC RESPONSE OF A SOLAR -THERMAL SYSTEM OF MONOAXIS TYPE

37 18

3.1 Models used in the proposed approach and and the establisment of a list of requirements

38 18

3.1.1 Modeling the sun ray tracking angles, thermal collectors and the incidence of Sun-collector angles

38 18

3.1.2 Modeling the tracking program 46 20

3.1.3 Modeling the direct solar radiation, diffuse radiation and global radiation received by a flat surface

47 20

3.1.4 Modeling the Sun-mirror incidence angles and the reflected ray-collector; modelling the mean solar radiation received by the collector through mirrors

49 21

3.1.5 Modeling the received solar energy, the tracking efficiency and the solar thermal collectors efficiency

53 23

3.1.6 Modelling the thermal agent temperature in zero thermal load prerequisite (stagnation)

56 23

3.1.7 List of requirements 58 24

6

3.2 Development of the synthesis algorithm of a monoaxis tracking system, for maximum thermal load

58 25

3.3 Development of the synthesis algorithm of a tracking system and the energetic response, for zero thermal load

60 25

3.4 Development of the synthesis algorithm of a tracking system for partial thermal loads

61 25

3.5 Conclusions and contributions 62 26 3.5.1 Conclusions 62 26 3.5.2 Contributions 63 27

4 APPLYING THE SYNTHESIS ALGORITHMS FOR A FLAT PLATE SOLAR THERMAL TRACKING SYSTEM LOCATED IN BRAŞOV AREA

64 28

4.1 Geo-meteorological data for the implemenation location and the main requirements imposed on the tracking system

64 28

4.2 Applying the synthesis algorithm for the tracking system, in the case of flat plate solar thermal collector’s maximum thermal load

65 28

4.3 Applying the synthesis algorithm for the tracking system, in the case of zero thermal load

91 32

4.4 Applying the synthesis algorithm for the tracking system, in the case of partial thermal loads

87 35


5

DEVELOPMENT, IMPLEMENTATION AND TESTING A SOLAR THERMAL PROTOTYPE WITH MONOAXIS TRACKING, COMPARED TO A FIXED REFERENCE DEMONSTRATOR

93 37

5.1 Constructive design of the prototype with diurnal tracking 93 37 5.2 Development and implementation of the prototypes 103 41

5.3 Experimental testing and comparative analysis 109 44


6 FINAL CONCLUSIONS AND CONTRIBUTIONS. HARNESSING THE RESULTS

125 53

6.1 Final conclusions 125 53 6.2 Main contributions 128 55 6.3 Dissemination of results 130 56 6.4 Further research 131 56 BIBLIOGRAPHY 132 57 SUMMARY - 60 Curriculum Vitae - 61

1. Introducere

7

"The amount of sunshine energy that hits the surface of the Earth every minute is greater than the total amount of energy that the world's human population consumes in a year!"

(Home Power Magazine)

1. Introducere

Populația mondială crește cu aproximativ 50 milioane de oameni în fiecare an, iar acest fapt conduce la o creștere a necesarului și, implicit, a consumului mondial de energie. Principalele surse de energie valorificate și utilizate la nivel mondial sunt reprezentate de combustibilii fosili, în proporție de aproximativ 78% din totalul energiei produse, iar acest consum de combustibili fosili degradează atât mediul înconjurător cât și calitatea vieții umane, în toate implicațiile administrative, sociologice, politice, economice și culturale ale acesteia [95]. Soluția, regăsită în prezent pe axele prioritare de cercetare și dezvoltare ale oricărui proiect național și internațional, este creșterea gradului de utilizare a surselor de energii regenerabile și maximizarea eficienţei de conversie a acestor energii.

Radiația solară este valorificată sub formă de energie termică cu ajutorul sistemelor de colectoare solar-termice (CST), rezultatele obținute fiind apa caldă menajeră și căldura necesară menținerii unei anumite temperaturi în spațiile construite [5]. Argumentele care stau la baza implementării și utilizării sistemelor CST pot fi formulate astfel:

• CST reprezintă o dovadă a responsabilității omului asupra mediului, deoarece constituie un răspuns viabil pentru producerea de energie prin înlocuirea surselor fosile – poluante – cu sursa solară – regenerabilă și nepoluantă;

• CST pot asigura necesarul de energie termică anual până la 90% în regiuni tropicale și până la 90% primăvara și toamna în regiuni nordice [94];

• Deși costurile de achiziție și implementare a sistemelor CST sunt ridicate (numai ≈0.5% din populația Terrei și le-ar putea asuma [94]), există facilități și căi de reducere a acestor costuri prin înscrierea în programe guvernamentale și proiecte de finanțare a sistemelor de valorificare a energiilor regenerabile (Programul “Casa Verde” în România); De asemenea, pe baza directivei 20/20/20 European Solar Thermal Industry Federation

(ESTIF) impune producerea a 50% din energia termică prin utilizarea sistemelor solar termice [94].

În acest context, obiectivul principal al tezei este: creșterea eficienței de captare a energiei solare și adaptarea acesteia la variațiile sarcinii termice a CST, printr-o orientare pseudo-ecuatorială monoaxială, de tip secvențial, adecvată condițiilor meteo-geografice ale locației de implementare. Atingerea acestui obiectiv s-a realizat prin rezolvarea unor obiective operaționale, pe baza cărora s-a formulat tematica capitolelor prezentei teze:

Capitolul 2: este destinat prezentării succinte a stadiului actual al cercetării în domeniul colectoarelor solar termice cu orientare controlată și formulării obiectivelor tezei, pe baza limitelor și tendințelor identificate.

Capitolul 3: se sistematizează mai întâi modelele de bază necesare în demersul propus și se formulează lista de cerințe aferentă acestui demers; pe baza acestora sunt elaborați apoi algoritmi pentru sinteza conceptuală a sistemului de orientare, în concordanță cu situațiile semnificative de variație ale sarcinii termice: CST cu sarcină termică maximă; CST cu sarcină

1. Introducere

8

nulă și CST cu sarcină termică parțială (care poate fi: cu eficiența de captare ridicată și respectiv redusă).

Capitolul 4: se prezintă simulările numerice bazate pe aplicarea algoritmilor propuși anterior și implicit designul conceptual al unui sistem mecatronic de orientare monoaxială, în condițiile meteo-geografice ale zonei Brașov. Pe baza simulărilor numerice, se stabilesc secvențele optime ale programului de orientare, răspunsurile energetice oferite de aceste secvențe in situațiile de funcționare considerate și se analizează rezultatele obținute pentru sistemul pseudo-ecuatorial monoaxial, comparativ cu un sistem de referință fix.

Capitolul 5: este destinat proiectării constructive, realizării și implementării unui demonstrator solar termic cu orientare monoaxială înclinată și a unui demonstrator de referință, fix, precum și testarea, înregistrarea datelor monitorizate, prelucrarea acestora, analiza comparativă a rezultatelor obținute și stabilirea de măsuri destinate optimizării demonstratorului cu orientare controlată.

Capitolul 6: se prezintă concluziile finale, contribuțiile și formele de valorificare a rezultatelor reieșite în urma cercetării întreprinse.

***

Adresez calde mulțumiri conducătorului de doctorat, domnului prof. dr.

ing. Ion Vișa, conducerii Centrului de Cercetare D01, conducerii Facultății

DPM, familiei și tuturor colegilor din centru, care m-au sprijinit direct sau

indirect în realizarea acestei teze.

2. Stadiul actual al cercetării în domeniul colectoarelor solar-termice cu orientare controlată

9


2.1. Energia termică. Definire și surse de energie

În 1905, Albert Einstein a descris energia relativă a unui corp (E [J]) ca fiind produsul dintre masa relativă a corpului (m [kg]) și pătratul vitezei luminii în vid (c [m/s]) [46]. În contemporaneitate, energia electrică și/sau termică poate fi obținută prin valorificarea mai multor surse de energie, care pot fi clasificate astfel [81]: neregenerabile

(combustibili fosili); regenerabile, reprezentate de radiația solară, energia cinetică și potențială a apei (curgeri de râuri, maree, valuri), energia cinetică a vântului, energia termică a solului, biomasa (lemn, plante energetice); nucleare.

Energia durabilă: Energia durabilă este un concept care se referă la utilizarea surselor de energie (regenerabile și/sau convenționale) în condiții de eficiență crescută, fără a degrada mediul înconjurător și cu ecou direct în creșterea calității vieții [38], [39], [81]. Parlamentul și Consiliului European promovează și creează condițiile cadru de extindere a producerii și utilizării sistemelor de energii regenerabile, așa cum este stipulat în Directiva 2009/28/CE. România a adoptat Planul Național de Acțiune în domeniul Energiei din Surse Regenerabile (PNAER) [95] și astfel proiectarea și realizarea sistemelor de valorificare a energiilor regenerabile reprezintă nu numai o oportunitate, dar devin un domeniu de cercetare științifică.

Consumul de energie Problema majoră a omenirii este creșterea populației aflată în directă legătură cu

diminuarea surselor de energii convenționale [81]. Consumul energetic global defalcat pe tipul sursei poate fi observat în Fig.2.2, în care se observă cum consumul de energie termică, obținută din energia solară, deține un procent subunitar din totalul consumului mondial, procent care se impune a fi îmbunătățit.

În acest context se poate spune că obținerea energiei termice din energia solară, utilizând colectoarele solar-termice (CST) este o cale prin care se soluționează reducerea emisiilor poluante rezultate prin arderea combustibililor fosili, chiar și a Bio-combustibililor.

2.2. Conversia energiei solare în energie termică 2.2.1. Aspecte generale privind radiația solară

Soarele este sursa vieții de pe Pământ. Se consideră durata emiterii radiației de la Soare

ca fiind de peste 5 miliarde de ani [3]. Pământul captează aproximativ 212.8·10 kJ din radiația solară totală emisă [3]. La trecerea prin atmosferă, radiația solară directă este afectată de gradul de încărcare a stratului atmosferic cu particule materiale și cu vapori de apă; pentru estimări numerice se utilizează factorul de turbiditate Linke (Tr) descris în capitolul 3 [70]. De asemenea radiația directă, receptată la nivelul suprafeței terestre, este influențată de gradul de acoperire al cerului cu nori; pentru estimări numerice se aplică factorul de traversare a norilor (Fcc) descris în capitolul 3 [22].


10

Un alt factor important care influențează intensitatea radiației solare este poziția relativă a Soarelui față de Glob [73].

producere de energie electrica din energie solara, eoliana, geotermala

1%

biocombustibil 1%

biomasa 13%

producere de energie termica din energie solara si geotermala 1%

energia hidraulica 3%

Regenerabile 19%

Combustibil fosil78%

Nuclear 3%

Fig.2.2 Defalcarea consumului de energie la nivel global pe tipuri de surse utilizate [81][94][95].

2.2.2. Energia solară și conversia în alte forme de energie Energia solară se regăsește în mod indirect în alte forme de energie cum ar fi: energia eoliană, hidraulică, geotermală, energia derivată din biomasă (biodiesel, bioetanol, biogaz) [81]. Energia solară poate fi utilizată în diferite procese tehnologice, fiind transformată în energie chimică, electrică, termică sau mecanică [82].

2.2.3. Valorificarea energiei solare prin sisteme de conversie termică Energia solară este transformată cu ajutorul colectoarelor solar-termice (CST) în

energie termică nepoluantă, utilizată pentru încălzirea incintelor și a apei menajere [43], [19], [28]. Valorificarea energiei solare se realizează prin sisteme de tip pasiv sau activ [3], [29]. Liderul European în producerea de energie termică cu CST este Germania [94][95]. Trecerea la energia termică cu CST crește anual în Europa cu ≈18% [95].

2.3. Colectoare solar-termice 2.3.1. Clasificarea colectoarelor solar-termice

Colectoarele solar-termice (CST) se pot clasifica în funcție de domeniul de utilizare, temperatura de funcționare, agentul termic utilizat și după modul de funcționare așa cum este redat în Fig. 2.6 [19].

2.3.2. Colectoare solar-termice plane Colectoarele solar-termice plane (CST) au ca agent termic un fluid în stare fie lichidă, fie gazoasă. CST se clasifică în funcție de natura agentului termic, modul de asigurare a absorbției energiei solare, forma constructivă a ansamblului absorbant și după forma constructivă a canalului agentului termic [3].

Randamentul de conversie al colectoarelor solar-termice depinde atât de orientarea colectorului, de tehnologia utilizată pentru construcția colectorului dar și de pierderile de căldura ilustrate în Fig.2.10 [101].

Firme consacrate, pe plan mondial, producătoare și care comercializează CST cu agent termic lichid sunt: Viessmann [98], DeDietrich [101], Buderus [92], Hassmann [93],etc.


11

Fig.2.6. Clasificarea colectoarelor solar-termice [50]. Fig. 2.10. Componentele energiei solare [101]

Fig.2.11. Exemplu de instalație cu CST și sistem de protecție cu recirculare împotriva supraîncălzirii [111].

2.3.3. Sisteme cu colectoare solar-termice (instalații cu CST) În cele mai multe cazuri, un singur colector nu poate asigura confortul termic la parametrii necesari. În acest sens este necesară analiza unui sistem de instalații cu CST în funcție de specificul aplicației practice [5][28][63], iar acestea se clasifică astfel:

• Instalații solare pentru prepararea apei calde menajere


12

• Instalații solare pentru prepararea apei calde menajere cu aport la încălzire

• Instalații solare mixte sau hibride pentru prepararea apei calde menajere și încălzire Un exemplu de instalație cu sistem de protecție împotriva supraîncălzirii prin recircularea agentului termic în stocator și piscină este dat in Fig.2.11.

2.4. Sisteme de orientare pentru colectoarele solar-termice 2.4.1. Aspecte generale privind orientarea controlată a CST plane

Eficiența de conversie a energiei solare în energie termică a unui CST, este limitată uzual la valori maxime de cca. 60-75% [27][31]. O soluție uzuală de creștere a eficienței de captare a radiației solare, pentru un CST, se referă la orientarea după Soare, cu ajutorul unor sisteme similare celor utilizate pentru orientarea sistemelor fotovoltaice [31][66].

CST-urile pot avea: a) orientare biaxială, folosită uzual în cazul colectoarelor cu concentrare de tip farfurie (eng. dish), b) orientare monoaxială, intalnită cu precădere în cazul colectoarelor cu concentrare de tip jgheab, și c) orientare fixă, de regulă înclinată, în cazul CST-urilor plane [29].

Relativ recent, în Europa și UK, s-au implementat primele platforme de colectoare plane cu tuburi vidate, LaZer2 [111], cu o suprafață de 54 m2 și o putere de pană la 40 kW, dotate cu orientare biaxială de tip azimutal; o variantă similară este descrisă in brevetul german DE 10 2007 044 063 A1 apărut în 2009; o altă variantă, de tip pseudo-ecuatorial cu elevația reglabilă manual, este descrisă în brevetul WO 2011/001118 A2 [83], apărut în 2011, iar o variantă prevăzută cu elevație fixă reglabilă este prezentată în brevetul american US 6,722,357 B2, apărut în 2004. În prezentările acestor soluții nu se oferă însă informații privind programele de orientare ale colectoarelor.

Principalele dificultăți care limitează orientarea controlată a colectoarelor plane se referă cu precădere la masa relativ ridicată a acestora, la necesitatea utilizării de racorduri elastice și la performanțele tehnico-economice in general inadecvate, în raport cu acest tip de receptori solari, ale actuatoarelor.

Progresele tehnologice înregistrate în ultimii ani, atât în domeniul racordurilor elastice, cât și al performanțelor tehnico-economice ale actuatoarelor, cu precădere de tip liniar, justifică pe de o parte, soluțiile relativ recent brevetate și începuturile aplicării

unora dintre ele; pe de altă parte, se motivează tematica prezentei teze, privind extinderea

orientării monoaxiale diurne la colectoarele solar-termice plane, în care se efectuează mișcarea diurnă, iar elevația este fixată la o valoare optimă pentru zona de amplasare. Deși actuatoarele rotative pot realiza orice cursă unghiulară, în practică sunt preferate totuși actuatoarele liniare, care sunt net mai ieftine, chiar dacă, în varianta cea mai simplă de utilizare (mecanism triunghiular cu o latură de lungime controlată), cursa unghiulară maximă este limitată la 120-130°; această limitare a cursei unghiulare avantajează racordurile elastice dintre conductele instalației și colectorul mobil [77][79].

Spre deosebire de sistemele fotovoltaice, în care orientarea controlată este utilizată exclusiv pentru creșterea eficienței de captare a radiației solare, în cazul colectoarelor termice plane, orientarea controlată (în varianta orientării în contra-fază) ar putea fi folosită și pentru rezolvarea unei dificultăți specifice acestei categorii de receptoare solare: problema stocării energiei termice excedentare. Această problemă intervine în cazul în care sarcina


13

termică devine nulă (sistemul CST stagnează), precum și în cazul sarcinii nenule, în care diferența dintre energia termică debitată de CST și sarcina termică a acestuia crește peste anumite valori limită acceptabile; în primul caz, apare riscul atingerii temperaturii de fierbere a agentului termic, iar în cazul secund, devine necesară utilizarea unor recipiente de stocare, a energiei termice excedentare, supradimensionate. În cazul sistemelor CST cu orientare controlată, minimizarea energiei solare captate ar putea fi realizată prin orientarea acestora în contra-fază: de dimineața până la amiază colectorul să fie orientat spre vest, iar de la amiază până seara, să fie orientat spre est.

În consecință, orientarea controlată a sistemelor CST plane poate asigura: a) complexitate redusă și implicit rentabilitate ridicată, în varianta orientării monoaxiale diurne cu acționare bazată pe folosirea actuatoarelor liniare; b) creșterea eficienței de captare a energiei solare (similar sistemelor fotovoltaice cu orientare controlată); c) optimizarea corelării energiei solare receptate cu sarcina termică impusă sistemului CST; cu acest scop, în teză, variațiile sarcinii termice ale CST vor fi grupate în trei categorii: 1) sarcina termică maximă, 2) sarcina termică nulă și 3) sarcina termică parțială (care poate fi: cu eficiență de captare ridicată și respectiv redusă).

2.4.2. Sisteme de orientare: ecuatoriale, pseudo-ecuatoriale, azimutale

Principalele perechi de unghiuri, utilizate frecvent în orientarea razei solare față de Pământ, sunt sistematizate în Tabelul 1 [69]; din acestea s-au derivat sistemele de orientare biaxiale ilustrate în Fig. 2.12, Fig. 2.13 a [69]. În consens cu Fig. 2.12, sistemele de orientare (eng.”tracking systems”) biaxiale se clasifică în sisteme ecuatoriale, sisteme azimutale și sisteme pseudo-ecuatoriale [7][10][20][69][73].

Din acestea sunt derivate sistemele monoaxiale, care sunt propuse în continuare pentru orientarea sistemelor CST; în cazul general, un sistem de tip monoaxial poate fi obținut prin eliminarea unei mișcări din sistemul biaxial: fie cea de elevație, fie cea diurnă și fixarea elevației la o valoare optimă pentru zona de amplasare considerată. În Fig.2.12 sunt ilustrate sistemele de orientare biaxiale uzuale și pozițiile acestora față de Pământ. Pentru a se distinge de unghiurile solare, unghiurile de orientare din cele trei sisteme de orientare (Fig.2.12) folosesc notațiile celor solare, dar marcate cu asterix.

În acest caz s-a optat pentru orientare monoaxială diurnă de tip pseudo-ecuatorial. Pentru realizarea unei construcții cât mai simple și cât mai rentabile, a sistemului CST, se preconizează ca antrenarea mișcării diurne să se efectueze cu ajutorul unui mecanism de tip triunghi deformabil, în care latura variabilă să fie materializată printr-un actuator liniar ; în aceste condiții cursa unghiulară diurnă este limitată la maximum 120°-130°, datorită unghiului de presiune, ale cărui valori admisibile pot ajunge pană la maximum 60°-65°.

2.4.3. Sisteme pseudo-ecuatoriale: biaxiale și monoaxiale Sistemele monoaxiale (Fig.2.13b) captează cca 95% din radiația solară, adică cu

cca 25% mai mult decât sistemele cu orientare fixă [7]. Deoarece sistemele CST cu orientare controlată utilizează conducte flexibile, se

impune elaborarea unui program de orientare care să asigure un compromis rezonabil între următoarele cerințe contradictorii: a) protejarea racordurilor elastice necesită o cursă unghiulară diurnă cât mai redusă; b) maximizarea energiei solare captate, adică realizarea unei eficiențe de captare a radiației cât mai ridicată, necesită o cursă diurnă cât mai mare; c) simplificarea controlului solicită un număr cât mai redus de programe sezoniere; d)


14

reducerea consumului energetic de orientare și protecția actuatoarelor reclamă un număr cât mai redus de pași zilnici etc. [29][61][88].

Tabel 1. Perechile de unghiuri ecuatoriale, azimutale și

pseudo-ecuatoriale utilizate pentru orientarea razei solare față de Pământ [69]. Orientare de tip Elevația razei solare Unghiul diurn al razei solare

Ecuatorial unghiul de declinație (δ) unghiul orar (ω)

Azimutal unghiul altitudinal (α) unghiul azimutal (ψ) Pseudo-ecuatorial unghiul de elevație (γ) unghiul diurn (β)

a) b) c)

Fig. 2.12. Sisteme de orientare biaxiale și pozițiile acestora fată de suprafața Pământului: a) sistemul ecuatorial; b) sistemul pseudo-ecuatorial; c) sistemul azimutal; [69]

În plus, optimizarea orientării diurne a sistemului CST monoaxial are și scopul

realizării unei corelații adecvate între variațiile sarcinii termice și energia solară captată (implicit, energia termică debitată de colector); sunt considerate 3 situații relevante: a) sarcina termică maximă, când sistemul CST trebuie să debiteze maximum de energie termică, b) sarcina termică nulă, când aportul energetic al sistemului CST trebuie să fie cât mai aproape de zero și c) sarcina termică parțială, când energia termică debitată de sistemul CST este limitată la un anumit procent din capacitatea energică maximă a acestuia. Aceasta presupune ca programul de orientare diurn să conțină 3 sub-programe de bază: a) un subprogram pentru funcționare la capacitate maximă (care utilizează orientarea în pași pe cursa unghiulară diurnă maximă), b) un subprogram de stagnare, cu orientare în contra-fază (colectorul este orientat dimineața spre vest și după-masa spre est, la valorile extreme ale unghiului de orientare diurnă) și c) cel puțin un sub-program de funcționare cu sarcină parțială (în care este folosită atât reducerea cursei unghiulare diurne, cât și orientarea în contra-fază). Prin corelarea adecvată a orientării cu sarcina termică, se realizează, pe de o parte, simplificarea instalației termice a CST-ului orientat (prin minimizarea recipientelor de stocare a energiei termice excedentare) și, pe de alta parte, se asigură protecția sistemului, în zilele toride, în care sarcina sistemului STC este foarte redusă sau nulă.

Deoarece antrenarea directă a mișcării diurne printr-un actuator liniar, limitează cursa diurnă la maximum 120°-130°, pot să apară situații în care orientarea în contra-fază pe o astfel de cursă, la sarcina termică nulă, să nu fie suficientă pentru evitarea temperaturii de fierbere a agentului termic.

Pentru creșterea eficienței orientării în contra-fază, se preconizează folosirea unor


15

paravane dispuse pe laturile N-S ale colectorului; paravanele laterale pot amplifica captarea de energie solară, în cazul sarcinilor termice ridicate, prin dispunerea de oglinzi pe fețele adiacente colectorului; se poate realiza astfel o anumită concentrare joasă a radiației solare pe colector și, implicit, o anumită creștere a eficienței de captare a radiației solare.

a) b)

Fig.2.13. Sisteme de orientare pseudo-ecuatorială a) biaxială, b) monoaxială 0.

Din analiza stadiului actual reiese că în cazul în care diferenţa dintre energia solară captată şi sarcina termică a colectorului generează o energie termică excedentară care depaşeşte capacitatea de stocare a instalaţiei, sunt folosite următoarele soluţii principale de protecţie a instalaţiei:

• agentul termic este răcit, prin recirculare, în perioada nopţii, când temperatura colectorului este redusă,

• se acoperă, parţial sau total, cu huse suprafaţele active ale colectoarelor, cu scopul reducerii sau anulării energiei solare captate,

• apa caldă (energia termică excedentară) este folosită în alte scopuri (de exemplu, încălzirea de piscine) sau, în situaţii de urgentă, este aruncată.

O soluţie de protecţie net mai economică decât cele existente, poate fi obtinută prin utilizarea orientării diurne în contrafază (combinată, când este cazul, cu paravane laterale de umbrire): adică prin orientarea colectorului dimineaţa spre vest şi după-amiaza, spre est. În plus, printr-o orientare diurnă adecvată (sinfazată si contrafazată), se poate maximiza energia solară captată, în cazul sarcinii termice maxime, şi, de asemenea, se poate adapta energia solară captată la mărimea sarcinii termice, în cazul sarcinilor parţiale.

În consecinţă, progresele tehnologice din ultimii ani justifică, pe de o parte,

soluţiile cu orientare controlată, relativ recent brevetate, şi implicit începuturile aplicării

unora dintre ele; pe de altă parte, se motivează tematica prezentei teze, privind extinderea

orientării monoaxiale diurne la colectoarele solar-termice plane, în care se efectuează mişcarea diurnă, iar elevaţia este fixată la o valoare optimă pentru zona de amplasare.


16

2.5. Concluzii şi obiectivele tezei 2.5.1 Concluzii:

Analiza stadiului actual, în domeniul dezvoltării sistemelor de orientare pentru colectoare solar-termice (CST), a permis formularea următoarelor concluzii:

C1: O soluţie frecvent utilizată, în creşterea eficienţei de captare a radiaţiei solare, se referă la orientarea adecvată a captatoarelor solare; CST-urile (colectoarele solar-termice) pot avea uzual: a) orientare biaxială, în cazul colectoarelor cu concentrare de tip farfurie, b) orientare monoaxială, în cazul colectoarelor cu concentrare de tip jgheab, şi c) orientare fixă, în cazul CST plane.

C2: Principalele dificultăţi care limitează orientarea mobilă a colectoarelor plane se referă cu precădere la masa relativ ridicată a acestora, la necesitatea utilizării de racorduri flexibile şi la performanţele tehnico-economice inadecvate, în raport cu acest tip de receptori solari, ale actuatoarelor.

C3: Progresele tehnologice înregistrate în ultimii ani, atât în domeniul racordurilor flexibile, cât şi al performanţelor tehnico-economice ale actuatoarelor, cu precădere de tip liniar, justifică apariţia unor soluţii brevetate de platforme cu CST plane, prevăzute cu orientare controlată, şi demararea implementării în practică a unora dintre ele; în descrierile acestor soluţii nu sunt însă date informaţii privind programele de orientare. Se motivează, de asemenea, extinderea orientării monoaxiale diurne la colectoarele termice plane şi, implicit, demersul acestei teze.

C4: Dintre cele trei soluţii, cu largă utilizare practică, de orientare solară (soluţia ecuatorială, - azimutală şi - pseudo-ecuatorială), s-a identificat soluţia pseudo-ecuatorială cu elevaţie fixă (la o valoare optimă pentru locaţia de amplasare), ca variantă optimală de orientare monoaxială diurnă CST.

C5: Pentru realizarea unei construcţii cât mai simple şi cât mai rentabile, a sistemului STC cu orientare monoaxială diurnă de tip pseudo-ecuatorial, se preconizează că antrenarea mişcării diurne să se efectueze cu ajutorul unui mecanism de tip triunghi deformabil, în care latura variabilă sa fie materializată printr-un actuator liniar; în aceste condiţii cursa unghiulară diurnă este limitată la maximum 120°-130° (căreia îi corespunde un unghi maxim de presiune de 60°-65°); pentru o astfel de cursă, pot fi găsite relativ uşor racorduri flexibile compatibile.

C6: Optimizarea orientării diurne a sistemului CST monoaxial are ca principal scop realizarea unei corelaţii adecvate între variaţiile sarcinii termice si energia solara captata (implicit, energia termică debitată de colector). Sunt considerate 3 situaţii relevante: a) sarcina termică maximă, când sistemul CST trebuie să debiteze maximum de energie termică, b) sarcina termică nulă, când aportul energetic al sistemului CST trebuie să fie cât mai aproape de zero si c) sarcina termică parţială, când energia termică debitată de sistemul CST este limitată la un anumit procent din capacitatea energetică maximă a acestuia; se deosebesc sarcini parţiale: cu eficienţa de captare ridicată (superioară eficienţei maxime de captare a unui sistem CST cu orientare fixă) şi cu eficienţa de orientare redusă (inferioară eficienţei maxime de captare a unui CST fix).

C7: Realizarea dezideratelor anterioare, presupune ca programul de orientare diurn să conţină 3 sub-programe de bază: a) un subprogram pentru funcţionare la capacitate maximă (care utilizează orientarea în paşi pe cursa unghiulară diurnă maximă), b) un subprogram de stagnare, cu orientare în contra-fază (colectorul este orientat dimineaţa spre vest şi după-masa spre est, la valorile extreme ale unghiului de orientare diurnă) şi c) cel puţin un sub-program de funcţionare cu sarcina parţială (în care este folosită atât reducerea cursei unghiulare diurne, în


17

cazul eficienţei de captare ridicate, cât şi orientarea în contra-fază, când eficienţa de captare este redusă). Prin corelarea adecvată a orientării cu sarcina termică, se realizează, pe de o parte, simplificarea instalaţiei termice a CST-ului orientat (prin minimizarea recipienţilor de stocare a energiei termice excedentare) şi, pe de altă parte, se asigură protecţia sistemului, în zilele toride, în care sarcina sistemului STC este foarte redusă sau nulă.

C8: Deoarece antrenarea directă a mişcării diurne printr-un actuator liniar, limitează cursa diurnă la maximum 120°-130°, la sarcina termică nulă pot să apară situaţii în care orientarea în contra-faza pe o astfel de cursă să nu fie suficientă pentru evitarea temperaturii de fierbere a agentului termic; pentru creşterea eficienţei orientării în contra-fază, se preconizează folosirea unor paravane dispuse pe laturile N-S ale colectorului.

C9: Paravanele laterale pot amplifica captarea de energie solară, în cazul sarcinilor termice ridicate, prin dispunerea de oglinzi pe feţele adiacente colectorului; se realizează astfel o anumită concentrare joasă a radiaţiei solare pe colector şi, implicit, o anumită creştere a eficienţei de captare a radiaţiei solare.

2.5.2. Obiectivele tezei

Conform concluziilor anterioare, obiectivul principal al cercetării se referă la:

Optimizarea orientării monoaxiale diurne, a unui CST (colector solar-termic) plan, prin adaptarea captării energiei solare la situaţiile relevante ale sarcinii termice: a) sarcina termică maximă, b) sarcina termică nulă, cu evitarea fierberii agentului termic şi c) sarcina termică parţială.

Realizarea obiectivului principal presupune rezolvarea următoarelor obiective operaţionale:

O1: Modelarea adaptării energiei solare captate la situaţiile relevante ale sarcinii termice, formularea listei de cerinţe şi sinteza soluţiei conceptuale calitative a sistemului de orientare.

O2: Elaborarea algoritmului pentru sinteza soluţiei conceptuale cantitative a sistemului monoaxial de orientare diurnă, în premisa sarcinii termice maxime, prin care se determină valorile optime pentru: cursa unghiulară diurnă maximă, unghiul anual de elevaţie, numărul programelor de orientare şi durata paşilor de orientare.

O3: Elaborarea algoritmului pentru sinteza soluţiei conceptuale cantitative a sistemului monoaxial de orientare diurnă, în premisa sarcinii termice nule, prin care se determină valorile optime pentru: dimensiunile paravanelor laterale şi unghiul de dispunere a acestora.

O4: Elaborarea algoritmului pentru sinteza soluţiei conceptuale cantitative a sistemului monoaxial de orientare diurnă, în premisa sarcinilor termice parţiale, prin care se determină valorile optime pentru: cursa unghiulară diurnă (la sarcini parţiale cu eficienţe de orientare ridicate) şi durata orientării în contra-fază (pentru eficienţe de orientare reduse).

O5: Sinteza sistemului de orientare, prin aplicarea algoritmilor propuşi, şi simularea răspunsului energetic, în condiţiile geo-meteorologice ale unei locaţii de amplasare date.

O6: Proiectarea constructivă şi realizarea demonstratorului unui sistem CSTO (CST cu oglinzi) cu orientare monoaxială diurnă, de tip pseudo-ecuatorial, şi implementarea acestuia pe acoperişul corpului D al Universităţii Transilvania Braşov. Testarea experimentală, prelucrarea datelor, analiza comparativă a rezultatelor şi formularea de concluzii şi recomandări.

3. Modelarea răspunsului energetic al unui sistem solar-termic cu orientare monoaxială înclinată

18


3.1. Modele utilizate în demersul propus şi formularea listei de cerinţe 3.1.1. Modelarea unghiurilor de orientare ale razei solare,

ale colectorului termic şi a unghiurilor de incidenţă raza solară-colector a) Modelarea unghiurilor orient ării ecuatoriale a razei solare Sistemul de referinţă ecuatorial sau global OXYZ (Fig. 3.1) este definit de planul ecuatorial al Pământului şi axa polară (Z) [26][69][74]. Orientarea de tip ecuatorial, a razei

solare, este descrisă prin: declinaţia δ [64] şi unghiul orar ω. De la aceste unghiuri s-a obţinut, prin înserierea mişcărilor, sistemul ecuatorial biaxial de orientare.

Fig. 3.1. Sistemul de referinţă ecuatorial sau global OXYZ, poziţia observatorului O’ şi unghiurile orientării ecuatoriale ale razei solare: declinaţia (δ) şi unghiul orar (ω)

b) Modelarea unghiurilor orient ării azimutale a razei solare,

în sistemul de referinţă al observatorului (local) Orientarea de tip azimutal a razei solare este descrisă prin unghiurile: azimut ψ şi altitudine α 0[23].

c) Modelarea unghiurilor orient ării pseudo-ecuatoriale a razei solare Orientarea de tip pseudo-ecuatorială a razei solare este descrisă prin unghiurile: diurn β şi elevaţie γ (Fig. 3.3). De la aceste unghiuri s-a obţinut, prin înserierea mişcărilor, sistemul pseudo-ecuatorial biaxial de orientare, în care elevaţia este adiacentă bazei (este prima mişcare) şi se efectuează în jurul orizontalei X’, iar mişcarea diurnă este secundă şi se efectuează în jurul unei axe perpendiculară pe axa mişcării diurne. Unghiul γ este format de proiecţia razei solare în planul vertical N-S şi verticala locului, iar β este format de raza solară şi planul vertical N-S [7][8][21][24][27][69]:

βϕδϕωδγ

cos

cossinsincoscossin 1 ⋅−⋅⋅= − ; )sin(cossin 1 ωδβ ⋅= −

. (3.5); (3.6)

d) Modelarea unghiurilor orient ării pseudo-ecuatoriale ale colectorului termic Unghiurile sistemului de orientare pseudo-ecuatorială, ale unui captator solar, se referă la orientarea versorului normalei la planul colectorului; aceste unghiuri sunt


19

similare celor ale razei solare (Fig. 3.3), cu precizarea că în locul razei solare intervine normala pe planul colectorului solar; pentru acestea se folosesc notaţiile solare şi se diferenţiază prin asterisc: γ* şi β* (Fig. 3.4).

Deoarece, în cazul captatoarelor plane de tip CST, avantajele orientării biaxiale (referitoare, cu precădere, la creşterea eficienţei de captare) sunt mai reduse decât dezavantajele pe care aceasta le induce (privind creşterea complexităţii şi a costurilor), utilizarea orientării monoaxiale diurne reprezintă soluţia de compromis optimă.

Fig. 3.3. Sistemul de referinţă local O’X’Y’Z’, pozi ţia observatorului O’ şi unghiurile orientării pseudo-

ecuatoriale ale razei solare: unghiul de elevaţie (γ) şi unghiul diurn (β)

Fig. 3.4. Reprezentarea sistemului CST cu orientare pseudo-ecuatorială

monoaxială [29]0

Fig. 3.5. Poziţia relativă a sistemului CST, cu orientare pseudo-ecuatorială, faţă de suprafața Pământului, receptând radiația solară

directă B şi difuză D, ambele componente ale radiaţiei solare globale G [25][29][73]

e) Modelarea unghiurilor de incidenţă Soare-colector În vederea estimării radiaţiei directe receptate de CST (ecuaţia 3.12) este necesară modelarea unghiului de incidenţă ν, iar în vederea modelării radiaţiei difuze receptate de CST (ecuaţia 3.14) se modelează unghiul de incidenţă fictiv σ [31][27]. În Fig. 3.5 este ilustrată formarea unghiurilor de incidenţă ale radiaţiei receptate de CST şi componentele radiaţiei globale.

Unghiul de incidenţă ν este format între raza solară şi normala la suprafața colectorului solar termic (ecuaţia 3.7) [23][75][76][74], iar pentru estimarea radiaţiei difuze receptate de CST, se modelează unghiul de incidenţă fictiv al radiaţiei difuze, al suprafeţei plane faţă de planul orizontal, σ (ecuaţia 3.8, Fig.3.5) [31][27]:

[ ]*)cos(coscos*sinsincos *1 γγββββν −⋅⋅+⋅= − ; (3.7)

( )( )2/*cos*cos1cos1 βγσ ⋅+= − . (3.8)


20

3.1.2. Modelarea programului de orientare

Sinteza programului optim de orientare în paşi, în cazul unui sistem CST cu orientare monoaxială diurnă, de tip pseudo-ecuatorial, presupune determinarea numărului

optim de sub-programe sezoniere şi a duratei optime a unui pas (implicit, a numărului optim de paşi efectuaţi zilnic). Pentru stabilirea programului optim de orientare, se va utiliza următorul algoritm: 1) Se sistematizează datele de intrare: unghiul de elevaţie al CST, cursa unghiulară diurnă

∆β* şi datele meteo-geografice ale locaţiei de amplasare. 2) Se consideră un număr acceptabil de valori discrete ale duratei unui pas, într-un interval

rezonabil (de exemplu: 15, 30, 30, 90 minute). 3) Se consideră un număr rezonabil de cazuri privind împărţirea anului în sezoane (de

exemplu: 1, 2, 4, 8, 12 ,... sezoane/an). 4) Pentru fiecare sezon, se determină câte o zi echivalentă de calcul şi se stabileşte programul

de orientare diurnă aferent acestei zile, utilizând, fiecare durată considerată a pasului (pentru fiecare durată a pasului, se aproximează curba de variaţiei a unghiului diurn solar, din ziua echivalentă considerată, printr-o variaţie adecvată în trepte); un program de orientare, determinat în ziua echivalentă a unui sezon, rămâne valabil pentru toate zilele sezonului considerat.

5) Se calculează valorile eficienţei anuale de captare pentru fiecare dintre cazurile precizate anterior şi se construiesc diagrame pentru două familii de curbe: a) variaţiile eficienţei de captare în funcţie de numărul de sezoane, având ca parametru discret durata pasului şi b) variaţiile eficienţei de captare în funcţie de durata pasului, având ca parametru discret numărul de sezoane; pe baza acestor diagrame se stabilesc valorile optime pentru numărul de sezoane şi, de asemenea, pentru durata pasului.

3.1.3. Modelarea radiaţiei solare directe, radiaţiei difuze şi a radiaţiei globale captate de o suprafaţă plană receptoare

a) Modelarea radiaţiei solare disponibile Principalele componente ale radiaţiei solare se referă la radiaţia directă B şi radiaţia difuză D [17][22], prin însumarea cărora se obţine radiaţia globală G [W/m²], [17]. Radiaţia solară directă B, pe un plan perpendicular pe axa Soare-Pământ, în premisa cerului senin este [17][22][24][25][78][56]:

⋅+−

⋅= αsin4.99.00

RT

eBB [W/m²]; (3.9)

)]72.209856.0cos(334.01[13670 °−⋅°⋅+⋅= NB ; (3.10)

în care B0 – radiația solară extraterestră [17][22]; TR – factorul de turbiditate [15][18][70] (pentru Braşov valoarea medie lunară şi anuală folosită este de TR ≈ 3 [18][70]) şi α – altitudinea Soarelui (Fig.3.1). Radiația solară difuză este izotropă, iar bolta cerească este sursa acesteia, din care se propagă uniform în toate direcţiile, fiind maximă pe un plan orizontal [17][22]:

( )[ ] 3/coscos0max βγ ⋅⋅−== BBDD H . (3.11)


21

b) Modelarea radiaţiei captate de o suprafaţă plană receptoare Radiația directă receptată de colectorul solar termic, în premisa cerului senin, se calculează cu ecuaţia (3.12), iar dacă suprafața plană este orizontală – cu ecuaţia (3.13) [17][24][25]:

νcos* ⋅= BB CST ; αsin* ⋅= BBH ; (3.12); (3.13)

Radiația difuză receptată de colectorul solar termic este (D*CST [W/m²]) [17][24][25]:

( )[ ] σα cos2/*sin1* ⋅=+⋅≈ HHCST DDD ; (3.14)

iar radiația globală receptată de colectorul solar termic (G* [W/m²]) [17][24][25];

*D*B*G CSTCSTCST += . (3.15)

3.1.4. Modelarea unghiurilor de incidenţă rază solară-oglindă şi rază reflectată-colector; modelarea radiaţiei solare medii captate de colector prin intermediul oglinzilor a) Unghiul de incidenţă, dintre raza solară şi normala la oglinzi, υ0 [20][22] (Fig.3.7 şi 3.8) se obţine ca produs scalar între versorul razei solare [eRS], descris de relaţia (3.16a) în triedrul ataşat oglinzii (O), şi versorul normalei la oglindă [nO], descris de relaţia (3.16b):

[ ] [ ] ( )

( ) ( )( )

( ) ( )

−⋅⋅+⋅⋅+−⋅⋅−⋅⋅−−⋅−

−⋅⋅+⋅⋅+−⋅⋅−⋅⋅=

=

−⋅⋅+⋅−⋅−

−⋅⋅−⋅⋅

−=⋅= −

*)cos(*coscos*sinsincos*)cos(*sincos*cossinsin

*sincos

*)cos(*coscos*sinsinsin*)cos(*sincos*cossincos

*)cos(*coscos*sinsin

*sincos

*)cos(*sincos*cossin

cos0sin

010

sin0cos

γγββββθγγββββθγγβ

γγββββθγγββββθγγββββ

γγβγγββββ

θθ

θθ

CSTRSOCSTORS eTe

;

(3.16a)

[ ] [ ]1;0;0=TOn ; (3.16b)

[ ] [ ] == OSRT

oO en .cosυ [ ]+−−− *)cos(*sincos*cossinsin γγββββθ[ ]*)cos(*coscos*sinsincos γγββββθ −++

(3.16)

Unghiul de incidenţă dintre versorul razei solare reflectate şi normala la CST υR [20][22] (Fig.3.8) se determină ca produs scalar între versorul razei solare reflectate [eRSR], descris prin inversarea semnului cosinusului director aferent axei zO≡nO din relația (3.16a), și versorul normalei la colector [nCST], descris prin relația (3.17b):

[ ]( ) ( )

( )( ) ( )

−⋅⋅+⋅⋅−−⋅⋅−⋅⋅−⋅−

−⋅⋅+⋅⋅+−⋅⋅−⋅⋅=

*)cos(*coscos*sinsincos*)cos(*sincos*cossinsin

*sincos

*)cos(*coscos*sinsinsin*)cos(*sincos*cossincos

γγββββθγγββββθγγβ

γγββββθγγββββθ

ORSRe

(3.17a)

[ ] [ ]θθ cos;0;sin−=T

OCSTn ; (3.17b)

[ ] [ ] ( ) ( )*cos*2coscos*)2sin(sin.cos γγβθββθβυ −⋅−⋅−−⋅== ORSRT

OCSTR en . (3.17)

Deoarece aportul energetic zilnic dat de cele două oglinzi se va calcula prin dublarea aportului estimat pentru o oglindă, modelarea pentru cealaltă oglindă nu mai este necesară.


22

b) Unghiul de incidenţă dintre versorul razei solare reflectate şi normala la CST υR se determină pe baza configuraţiei geometrice din Fig.3.8 [20][22]:

( ) ( ) ( )*cos*2coscos*2sinsincos γγβθββθβυ −⋅−⋅−−⋅=R ; (3.17)

c) Stabilirea suprafeţei de CST măturată de razele reflectate de oglinzi, se referă la aria BEHK (Fig. 3.8), dependentă de deviaţia transversală dT şi de deviaţia longitudinală dL:

( ) χεµµυ

υθcos

cos.sin

1

sin

sin d T

−

−⋅

=o

otgbo ; (3.18)

( ) χεµµυ

υθε sincos.sin

1

sin

sin

−

−⋅+⋅=o

otgbotgbodL ; (3.19)

deci, aria măturată de razele reflectate devine:

TLCSTCST

O ddLL

S ⋅−+

=2

)(; (3.24)

Fig. 3.7. Deviaţia transversală (dT) pentru momentul în care elevaţia Soarelui coincide cu elevaţia CST

Fig. 3.8. Deviaţiile maxime ale razelor solare reflectate de prima oglindă, față de colector, în direcție

longitudinală CE=dL și transversală BC=dT (prelucrare după 0[20][22]).

d) Modelarea radiaţiei directe medii captată pe suprafaţa colectorului datorită oglinzilor

se calculează, neglijând pierderile prin reflexie, cu expresia:

CSTORO SSBB /).cos(2* υ⋅= ; (3.25)

în care: Rυ – unghiul de incidenţă dintre raza reflectată de oglinzi şi normala la suprafaţa

CST; SO şi SCST – aria măturată de razele reflectate, respectiv, aria colectorului.


23

e) Modelarea radiaţiei globale receptată pe suprafaţa colectorului cu oglinzi Mai întâi se modelează radiaţia directă totală normală pe colectorul cu oglinzi

*CSTOB [W/m²]:

***OCSTCSTO BBB += ; (3.26)

în care *CSTB [W/m2];– radiaţia directă receptată de CST şi *

OB [W/m2]; – radiaţia directă

medie captată de CST prin intermediul celor 2 oglinzi. Astfel, radiaţia globală captată de CST cu oglinzi este:

***CSTCSTOCSTO DBG += ; (3.27)

3.1.5. Modelarea energiei solare captate, a eficienţei de captare şi a randamentului colectorului solar termic

a) Modelarea energiei captate de colectorul solar termic fără şi cu oglinzi Energia radiaţiei solare globale disponibile ES(G), în premisa cerului senin se calculează cu (3.29), iar energia radiaţiei globale receptată de colectorul solar termic ES(G*) cu (3.29’) [31][69]:

∫= GdtGES )( [Wh/m2]; ∫= dtGGES **)( [Wh/m2]; (3.29); (3.29’)

În premisa cerului real (cu nori), energia radiaţiei globale Er(G) [Wh/m2]; este estimată cu (3.30), iar energia radiaţiei globale receptate de CST Er(G*)[Wh/m2];cu (3.30’):

ccsr (G)·FE(G)E = ; ccsr (G*)·FE(G*)E = ; (3.30); (3.30’)

în care Fcc – factorul radiaţiei directe de traversare a stratului de nori (Tabel 3.1) [22].

Tabelul 3.1. Factorul de traversare a norilor Fcc [22] Luna Ian. Feb. Mar. Apr. Mai Iun. Iul. Aug. Sep. Oct. Noi. Dec.

Fcc 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,41 0,45 0,38 0,35 0,35 0,35 0,25

Similar, în cazul colectorului cu oglinzi, rezultă:

∫= dtGGE CSTOCSTOS** )( ; )·Fcc(GE)(GE *

CSTOs*CSTOr = ; (3.31), (3.31’)

b) Modelarea eficienţei de captare şi a randamentului colectorului solar termic Eficienţa de captare a colectorului solar termic ηCP [%] reprezintă procentul de

energie captată de CST din energia solară disponibilă (ecuaţia 3.32) [8][19], iar în cazul

colectorului cu oglinzi, eficiența de captare reprezintă procentul de energie captată de CST

cu oglinzi din cantitatea de energie a radiaţiei solare globale disponibilă (ecuaţia 3.33)

[20][22]:

∫∫=

⋅⋅=

Gdt

dtG

GEFcc

GEFcc CSTCSTCP

**

)(

)(η ; ∫∫=

⋅⋅

=Gdt

dtG

GEFcc

GEFcc CSTOCSTOCP

**

)(

)(η ; (3.32); (3.33)


24

Randamentul colectorului solar termic (randamentul de conversie) ηCV [%] pentru

perioada de funcţionare a sistemului [27]se modelează cu:

**

2

210G

tk

G

tkCV

∆⋅−∆⋅−= ηη ; (3.34)

în care 0η [%] – randamentul optic al colectorului solar termic [33]; 1k [W/(m²K)] şi 2k

[W/(m²K²)] – coeficienţi de pierderi de căldură; ∆t [°C] – diferenţa dintre temperatura la

colector şi temperatura mediului ambiant.

3.1.6. Modelarea temperaturii agentului termic în premisa sarcinii termice nule (stagnării) Temperatura la colector se determină din ecuaţia calorimetrică (3.37) [1]:

STGt m·c·=Q ∆ ; (3.37)

în care: Q [J] – cantitatea de căldura exprimată în unităţi de energie transferată între CST şi

mediul ambiant, m [kg] – masa de agent din colector; c [J/(kg·K)] – capacitatea termică

specifică a agentului din colector; STGt∆ [°C] – diferența dintre temperatura iniţială de

calcul si temperatura finala (de stagnare).

3.1.7. Lista de cerinţe

1. Sistemul de orientare trebuie să asigure corelarea dintre energia solară captată de un colector

termic plan şi următoarele 3 situaţii ale sarcinii termice impuse colectorului: maximă, nulă şi

parţială.

2. Pentru minimizarea complexităţii, maximizarea rentabilităţii şi protejarea racordurilor

flexibile, orientarea se va realiza cu ajutorul unui mecanism mono-contur echipat cu un

actuator liniar.

3. Sursa de alimentare cu energie a actuatorului: reţeaua electrică ~220V.

4. La sarcina termica nulă (stagnare), se va utiliza orientarea în contra-fază cu sau fără

paravane, iar temperatura de stagnare a agentul termic nu trebuie sa depăşească 90°C

[27]; în cazul utilizării paravanelor de umbrire, pentru creşterea rentabilităţii, acestea

vor fi prevăzute cu oglinzi pe feţele adiacente colectorului.

5. La sarcini termice nenule, temperatura apei din boiler să nu depăşească 60°C.

6. Eficienţa medie de captare a radiaţiei solare, în perioada de utilizare cu sarcina maximă

peste 90%.

7. Testarea demonstratorului cu orientare controlată se va face comparativ cu un colector

fix.


25

3.2. Elaborarea algoritmului de sinteză a sistemului de orientare monoaxială, în cazul sarcinii termice maxime

În acest caz se propune următorul algoritm, formulat în premisa cerului senin: 1) Se sistematizează datele de intrare privind dimensiunile si performanţele colectorului

solar termic plan şi particularităţile geografice şi meteorologice ale locaţiei de implementare.

2) Se consideră un număr rezonabil de valori discrete pentru cursa unghiulară diurnă (de exemplu: 0°, 50°, 100°, 130°).

3) Se consideră un număr acceptabil de valori discrete ale duratei unui pas, într-un interval rezonabil (de exemplu: 15, 30, 30, 90 min).

4) Se consideră un număr acceptabil de valori discrete pentru elevaţia constantă a CST (de exemplu: 20°, 30°, 40°, 50°, 60°).

5) Se consideră un număr rezonabil de cazuri privind împărţirea anului în sezoane (de exemplu: 1, 2, 4, 8, 12 ,... sezoane/an).

6) Pentru fiecare sezon, se determină: o zi echivalentă de calcul şi se stabileşte programul de orientare diurnă aferent acestei zile, utilizând, pe rând, fiecare valoare discretă considerată pentru: cursa unghiulară diurnă, durata pasului şi respectiv pentru fiecare valoare a unghiului de elevaţie; un program de orientare, determinat în ziua echivalentă a unui sezon, care rămâne valabil pentru toate zilele sezonului analizat.

7) Se calculează valorile eficienţei anuale de captare pentru fiecare dintre cazurile precizate anterior şi se construiesc diagrame cu familii de curbe, privind variaţia eficienţei anuale de captare a energiei solare, considerând pe rând ca argument fiecare dintre cele 4 mărimi discrete (numărul de sezoane, durata pasului, cursa unghiulară diurnă maximă şi unghiul constant de elevaţie), celelalte trei fiind tratate ca parametri constanţi, stabilindu-se astfel apoi valorile optime pentru fiecare dintre cele 4 mărimi.

3.3. Elaborarea algoritmului de sinteză a sistemului de orientare şi a răspunsului energetic, în cazul sarcinii nule

În cazul sarcinii termice nule, sistemul STC este orientat în contra-fază, în poziţiile extreme ale unghiului diurn: dimineaţa CST este orientat spre vest, în poziţia unghiulară β*= β*min, iar la amiază, este orientat spre est, în poziţia β*= β*max. În acest caz, se propune următorul algoritm: 1) Se determină intervalul de timp, din vecinătatea amiezii, în care colectorul, orientat în

contra-fază, este măturat de radiaţie directă, în ziua cea mai călduroasă a anului; pentru acest interval, se calculează energia solară captată şi temperatura de stagnare a agentului termic; dacă valoarea acestei temperaturi este inferioară celei maxim admise, sinteza se încheie.

2) Dacă temperatura de stagnare a agentului termic depăşeşte valoarea maxim admisă, CST este echipat cu 2 paravane laterale, înclinate (faţă de planul colectorului), având prin lăţimea L şi prin unghiul de înclinare θ; lungimea paravanelor se consideră egală cu cea a colectorului.

3) Considerând un număr rezonabil de valori discrete pentru L şi θ, se determină, pentru fiecare pereche de valori (L; θ), energia solară captată şi temperatura de stagnare a agentului termic.

4) Se trasează diagrame cu familii de curbe, ale variaţiei temperaturii de stagnare: tstg = t( L, θ); pe baza acestora se identifică valorile optime ale mărimilor: lăţimea paravanelor (L) şi unghiul de înclinare al paravanelor faţă de colector (θ).

5) În cazul sarcinii termice maxime devine posibilă îmbunătăţirea captării radiaţiei solare


26

directe prin dispunerea de oglinzi pe feţele interioare ale paravanelor; ulterior devine necesară re-evaluarea energiei solare captate de CST cu oglinzi şi a aportului energetic solar al oglinzilor; dacă acest aport este semnificativ crescut, devine necesară corectarea valorilor optimale ale celor 4 mărimi ini ţiale, prin reluarea algoritmului aferent sarcinii maxime.

3.4. Elaborarea algoritmului de sinteză a sistemului de orientare, în cazul sarcinilor parţiale

Utilizând datele şi rezultatele precedente, la care se adaugă valoarea sarcinii termice parţiale şi zilele în care aceasta se cere realizată, pentru sinteza sistemului de orientare, aferent sarcinii parţiale, se propune următorul algoritm: 1) Se determină energia solară care trebuie captată de colector, pentru realizarea sarcinii

termice cerute, şi se stabileşte eficienţa de captare corespunzătoare acesteia. 2) Dacă eficienţa de captare este superioară celei realizate de colectorul fix, în aceleaşi

condiţii, se determină cursa unghiulară diurnă aferentă eficienţei de captare calculate şi se adaptează programul de orientare pentru această cursă diurnă (inferioară cursei diurne maxime).

3) Dacă eficienţa de captare este inferioară celei realizate de colectorul fix, în aceleaşi condiţii, se determină intervalul de timp zilnic, din vecinătatea amiezii, în care CST este orientat în poziţia unghiulară β*=0; în afara acestui interval, CST este orientat în contra-fază, conform sarcinii nule: dimineaţa – spre vest, în poziţia unghiulară β*= β*min, iar la amiază – spre est, în poziţia β*= β*max.

3.5. Concluzii şi contribu ţii 3.5.1. Concluzii: a. Spre deosebire de sistemele fotovoltaice, orientarea controlată, ca mijloc de creștere a

energiei solare captate, este aplicată uzual colectoarelor termice cu concentrare, colectoarele plane fiind de regulă fixe; progresele tehnologice recente (atât în domeniul racordurilor elastice, cât și al actuatoarelor) justifică atât abordarea orientării monoaxiale a colectoarelor termice plane, cât și demersul acestei teze.

b. În cazul colectoarelor termice plane, orientarea diurnă controlată este caracterizată prin 2 funcții: a) creșterea eficienței de captare a radiației solare și b) adaptarea energiei solare captate de colector la specificul sarcinii termice impuse acestuia (sarcina maximă, sarcina nulă și sarcina partială); pentru demersul abordat, s-a decelat ca soluție optimă: orientarea monoaxială diurnă de tip pseudo-ecuatorial.

c. În consens cu precedentele concluzii, sinteza conceptuală a sistemului de orientare cuprinde trei etape distincte, descrise prin algoritmi de sinteză diferiți, aferente celor trei cazuri ale sarcinii termice.

d. Algoritmul de sinteză, aferent sarcinii maxime, pornește de la datele meteo-geografice ale zonei de amplasare și de la caracteristicile sistemului solar-termic și, pe baza modelelor sistematizate cu acest scop (v. subcap. 3.1), stabilește valorile optime pentru mărimile caracteristice structurii de orientare (cursa unghiulară diurnă maximă și unghiul constant de elevație) și programului de orientare (numărul de subprograme sezoniere de orientare și durata pașilor).


27

e. Pe baza rezultatelor stabilite în etapa precedentă, algoritmul de sinteză, aferent sarcinii nule, determină temperatura de stagnare a agentului termic, în condițiile unei zile toride, folosind orientarea în contra-fază pe pozițiile extreme ale cursei diurne maxime; dacă temperatura de stagnare depășește anumite limite admisibile, se folosesc 2 paravane laterale, pentru care se stabileşte geometria optimă; cu scopul creșterii rentabilității, pe fețele interioare ale paravanelor (adiacente colectorului) se montează oglinzi pentru concentrarea radiației pe colector.

f. În cazul utilizării de paravane cu oglinzi, devine necesară corectarea valorilor optime rezultate din primul algoritm, în cazul în care aportul energetic al oglinzilor este semnificativ, în raport cu energia solară totală captată de colector.

g. Algoritmul de sinteză, aferent sarcinii parțiale, cuprinde două cazuri: a) cazul în care eficiența de captare este ridicată (este mai mare decât cea a colectorului considerat fix) și b) cazul în care eficiența de captare este redusă (este mai mică decât cea a colectorului considerat fix); în primul caz, sinteza constă în stabilirea cursei unghiulare diurne corespunzătoare eficienței de captare; în cazul secund, sinteza constă în determinarea intervalului de timp, din vecinătatea amiezei, în care colectorul funcționează ca un sistem fix (în afara acestui interval, colectorul fiind orientat în contra-fază).

3.5.2. Contribuţii: 1. Sistematizarea modelelor din literatură (privind radiația solară disponibilă: directă,

difuză și globală, radiația solară captată: fără și cu oglinzi, eficiența de captare a energiei solare, eficiența de conversie termică și temperatura de stagnare etc.).

2. Adaptarea modelor la necesitățile demersului abordat și elaborarea listei de cerințe pentru sinteza unui sistem de orientare monoaxială diurnă a unui colector termic plan.

3. Elaborarea algoritmului de sinteză al unui sistem pentru orientarea monoaxială diurnă, a unui CST plan, în premisa funcționării la sarcină maximă; algoritmul pornește de la datele meteo-geografice ale zonei de amplasare și de la caracteristicile sistemului solar-termic și, pe baza modelelor sistematizate, stabilește valorile optime pentru mărimile caracteristice sistemului de orientare: cursa unghiulară diurnă maximă, unghiul constant de elevație, numărul de sub-programe sezoniere de orientare și durata pașilor.

4. Elaborarea algoritmului de sinteză al sistemului pentru orientarea monoaxială diurnă, a unui CST plan, în premisa sarcinii nule; algoritmul determină temperatura de stagnare maximă a agentului termic, în condițiile orientării în contra-fază; dacă temperatura de stagnare depășește anumite limite admisibile, se introduc paravane laterale, pentru care se stabilește geometria optimă; pentru concentrarea radiației pe colector, pe fețele interioare ale paravanelor sunt prevăzute oglinzi.

5. Elaborarea algoritmului de sinteză, aferent sarcinii parțiale, care cuprinde douț cazuri; în primul caz, în care eficiența de captare este ridicată, sinteza constă în stabilirea cursei unghiulare diurne corespunzătoare eficienței de captare; în cazul secund, în care eficiența de captare este redusă, sinteza constă în determinarea intervalului de timp, din vecinătatea amiezei, în care colectorul funcționează ca un sistem fix (în rest, colectorul fiind orientat în contra-fază).

4. Aplicarea algoritmilor pentru sinteza sistemului de orientare al unui colector solar termic plan amplasat în zona Braşov

28

4. Aplicarea algoritmilor pentru sinteza sistemului de orientare a unui colector solar termic plan amplasat în zona Braşov

4.1. Datele meteo-geografice ale locaţiei de implementare şi principalele cerinţe impuse sistemului de orientare

Datele de intrare, caracteristice zonei Braşov, România [8][16] sunt: latitudinea: φ=45.65°, longitudinea: 23.45° [8] şi altitudinea ≈ 625m; factorul de turbiditate TR=3 [15][18][70] şi de traversare a stratului de nori de către radiaţia directă, Fcc (Tabelul 3.1) [22]; caracteristicile tehnice pentru CST [93] şi caracteristicile agentului termic [98]. Lista de cerinţe, care stă la baza designului conceptual al sistemului de orientare, a fost formulată în capitolul anterior la punctul 3.1.7.; dintre acestea se evidenţiază următoarele aspecte contradictorii: pe de o parte, se urmăreşte maximizarea eficienţei de captare a radiaţiei solare (care presupune un număr cât mai mare de paşi), iar pe de altă parte, se urmăreşte minimizarea consumului energetic de orientare şi a sarcinii actuatorului (ceea ce înseamnă un număr cât mai redus de paşi).

4.2. Aplicarea algoritmului pentru sinteza sistemului de orientare, în condiţiile sarcinii termice maxime

Se cere identificarea a patru parametri esenţiali ai programului optim de funcţionare: • Numărul optim de sezoane pentru un an şi durata optimă constantă a paşilor

orientării CST (β*); • Cursa unghiului diurn optim (∆β*) şi unghiul optim de elevaţie anual (γ*=ct.)

Se consideră valori discrete pentru cursa unghiulara diurna: ∆β*= 0º, 50º, 100º, 130º, 160º. În exemplul din Fig. 4.1 se cunoaşte ziua echivalentă a sezonului (N=80) însă durata sezonului este nedeterminată. Se consideră valori discrete ale duratei unui pas de orientare a CST: 15, 30, 60, 90 minute similar exemplului din Fig.4.2. Se consideră valori discrete pentru elevaţia constantă a CST γ*=30°, 35°, 40°, 45°, 50°, 55°, 60° şi în funcţie de eficienţa de captare anuală s-a identificat valoarea optimă a elevaţiei anuale (γ*optim) aşa cum este redat în Fig.4.9a şi 4.9b. Stabilirea sezoanelor de calcul se realizează în funcţie de variaţia declinaţiei pe perioada unui an şi au fost considerate 1, 4, respectiv 8 sezoane aşa cum este redat în Fig. 4.3; s-a defalcat răspunsul energetic pentru intervale de timp corespunzătoare lunilor calendaristice (N=1 - 31 pentru luna Ianuarie … N=334 – 365 pentru luna Decembrie) ţinând cont de zilele reprezentative precum solstiţiile (în care unghiul de declinaţie din Fig.4.3 are valori maxime, respectiv minime) şi echinocţiile (în care δ=0°). Pentru fiecare sezon considerat se aplică o lege de mişcare unică pe durata întregului sezon. Considerând 4 sezoane pe parcursul unui an şi implicit 4 programe de funcţionare, se va constata similitudinea programelor de funcţionare în perioada echinocţiilor (sezonul 1 si 3) deoarece pentru ambele sezoane δ*=0 (Fig.4.3). Aşadar se poate considera primul sezon format între N=61 si N=99 cu ziua echivalenta N=80 similar cu sezonul 3. S-au efectuat simulări numerice pentru 8 sezoane într-un an şi s-au constatat similitudinea sezoanelor 1 şi 7, 2 şi 6, 3 şi 5, iar similar studiului cu 4 sezoane într-un an s-au analizat sezoanele de vară, respectiv de iarnă separat.


29

-90-75-60-45-30-15

0153045607590

6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18T [h]

β,β

* [d

eg] β_N=80 β*(50_60min)_N=80 β*(130_60min)_N=80

Fig.4.1. Programe de orientare pentru echinocţiul de primăvara (N=80), pentru sarcina termică maximă

-90-75-60-45-30-15

0153045607590

6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18T [h]

β,β

* [d

eg] β_N=80 β*(130_15min) β*(130_90min)

Fig.4.2. Valori discrete ale duratei constante a pasului pentru mişcarea diurnă (β*): 15, 30, 60, 90 minute

N=80, δ=0.00 N=263, δ=0.00

N=220, δ=15.63

N=305, δ=-15.63

N=56, δ=-9.38

N=105, δ=9.38

N=135, δ=18.76

N=239, δ=9.38

N=286, δ=-9.38

N=316, δ=-18.76-24-20-16-12-8-4048

12162024

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360N [zile]

δ,δ*

[deg

]

δ δ*(1sezon) δ*(4sezoane) δ*(8sezoane)

Fig.4.3. Identificarea numărului de sezoane în funcţie de declinaţia δ, considerând 3 exemple de împărţire a

anului în intervale de timp stabilite de δ*: 1 sezon, 4, sezoane şi respectiv 8 sezoane.

S-a efectuat o analiză comparativă a variaţiei programului de funcţionare atât pentru un sezon, 4 sezoane cât şi pentru 8 sezoane, un exemplu de comparaţie fiind dat în Fig.4.7, în care s-au suprapus cele 3 programe de funcţionare pentru ziua de vară cu N=196. Se pot observa în aceasta figură faptul că variaţiile în trepte ale unghiului diurn β* pentru toate cele 3 programe considerate sunt apropiate valoric. Cu toate acestea este necesară o analiză a răspunsului energetic dat de fiecare program sezonier în scopul identificării numărului optim de sezoane.


30

-90-75-60-45-30-15

0153045607590

6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18T [h]

β,β

* [d

eg] β_ β*(130_60min)_1/1 β*(130_60min)_2/4 β*(130_60min)_4/8

N=196

Fig.4.7. Variaţii ale celor 3 programe de orientare pentru β* al CST (1 sezon, 4 sezoane şi 8 sezoane) pentru

o zi: N=196 (solstiţiul de vară) şi variaţia β considerând sarcina termică maximă

Au fost simulate numeric: radiaţia solară disponibilă: directă (B) şi difuză (D); radiaţia solară captată de CST: directă (B*CST) şi difuză (D*CST) şi energia radiaţiei solare disponibile (EB) şi receptată de CST (EB*), baza ecuaţiilor prezentate în Cap. 3. Un exemplu de simulări ale energiei disponibile şi al energiei captate de CST este dat în Fig.4.8a pentru CST orientat cu durata unui pas de o oră si cursa diurnă de ∆β*=100, 130 şi 160° pentru 1 sezon, 4 și respectiv 8 sezoane. Compararea cu sistemul CST fix şi cu energia disponibilă se poate observa în Fig.4.8a. Similar s-au efectuat simulări pentru toatele perechile (∆β*, număr sezoane, durata pasului) în scopul identificării unghiului optim anual de elevaţie γ* care corespunde energiei maxime captate de CST. S-au identificat valorile optime ale elevaţiei γ* pentru 3 exemple de programe de orientare, precum şi unghiul de elevaţie optim anual al sistemului CST fix, astfel, pentru: CST fix, γ* optim anual =37°; 1 sezon cu ∆β*=100° şi durata paşilor de 1 oră, γ* optim anual =38°; 4 sezoane cu ∆β*=130° şi durata paşilor de 1 oră, γ* optim anual =39°; 8 sezoane cu ∆β*=160° şi durata paşilor de 1 oră, γ* optim anual =40°.

1.92.02.12.22.32.42.52.62.72.82.93.03.1

30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54γ*[°]

EB

,EB

* [M

Wh/

m²/a

n] EB EB*_0 (fix) EB*_100_1sez_1h EB*_130_4sez_1h EB*_160_8sez_1h

37 38

3.03462.8376

2.7839

2.0358

2.8551

39 40

Fig.4.8.a. EB şi EB*: CST monomobil, în condiţiile: 1 sezon şi ∆β*=100°, 4 sezoane şi ∆β*=130°,

8 sezoane şi ∆β*=160° şi ale CST fix (∆β*=0°)

Influenţa numărului de sezoane asupra eficienţei de captare anuală este nesemnificativă (Fig.4.10a şi b), de aceea un sezon reprezintă soluţia optimă în stabilirea programului de funcţionare al sistemului de orientare controlată al CST.


31

a)

65

70

75

80

85

90

95

1 2 3 4 5 6 7 8sezoane

η [%

]

η_∆β*_0_1h η_∆β*_100_1h

η_∆β*_130_1h η_∆β*_160_1h

1

b)

91.691.892.092.292.492.692.893.093.293.493.693.894.094.2

1 2 3 4 5 6 7 8sezoane

η [%

]

η_∆β*_100_1h η_∆β*_130_1h

η_∆β*_160_1h

1

Fig.4.10. ηCP pentru CST cu β* în paşi cu durata constantă de 1 oră, pentru sarcina termică maximă,

∆β*=100°, 130°, 160°: a) comparat cu CST fix (∆β*=0°) şi b) fără CST fix;

92.4

92.6

92.8

93.0

93.2

93.4

93.6

93.8

94.0

94.2

110 115 120 125 130 135 140 145 150 155 160

∆β* [°]

η [%

]

38.2

38.4

38.6

38.8

39.0

39.2

39.4

39.6

39.8

40.0

γ*

optim

[°]

η_1sez_1h η_4sez_1h η_8sez_1h γ* optim

130

93.49

93.5193.52

39

Fig.4.11. ηCP pentru CST cu β* în paşi cu durata constantă de 1 oră, pentru sarcina termică maximă,

considerând 1, 4, respectiv 8 sezoane, şi pentru CST fix

Pentru satisfacerea celor două condiţii contradictorii, pe de o parte maximizarea eficienţei de captare a radiaţiei solare (care presupune un număr cât mai mare de paşi), iar pe de altă parte, minimizarea consumului energetic de orientare şi a sarcinii actuatorului (ceea ce înseamnă un număr cât mai redus de paşi); se consideră cursa unghiului diurn optimă ∆β*=130° pentru cele 3 exemple din Fig.4.11. Având identificat din Fig.4.10 numărul optim de sezoane ca fiind unul singur şi din Fig.4.11 cursa optimă diurnă, se poate observa de asemenea din Fig.4.11 precum şi din Fig.4.12a faptul că unghiul de elevaţie optim anual este γ*=39° corespunzător eficienţei de captare maximă, în condiţii de cer senin.

Din Fig.4.12a precum şi Fig.4.12b se poate observa diferenţa infimă a eficienţei de captare pentru durate de paşi diurni între 15…90 minute. În acest sens se alege de asemenea o situaţie de compromis, care să protejeze atât sistemul mecanic de acţionare cât şi să se satisfacă necesitatea captării unei cantităţi cât mai mari de radiaţie solară. Astfel, durata optimă a pasului de orientare diurnă este de o oră. Considerând cerinţele stabilite în capitolul 3 precum şi algoritmul de sinteză a sistemului de orientare monoaxială, în cazul sarcinii termice maxime, pe baza simulărilor precedente, s-au stabilit valorile optime de compromis pentru cei 4 parametri: Numărul de sezoane optim pentru un an: un sezon; Durata optimă constantă a paşilor orientării CST: o oră; Cursa unghiului diurn optim: ∆β*=130°; Unghiul optim de elevaţie anual: γ*=39°=constant


32

92.0

92.2

92.4

92.6

92.8

93.0

93.2

93.4

93.6

93.8

30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50γ* [°]

η [%

]

η_130_1sez_15min η_130_1sez_30min η_130_1sez_60min η_130_1sez_90min

39

93.49

Fig.4.12.a. ηCP pentru CST cu β* în paşi cu durata de 15…90 minute pentru un sezon,

având ∆β*optim=130°, considerând sarcina termică maximă

93.2

93.3

93.4

93.5

93.6

93.7

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90durata pasului [min]

η [%

]

γ*39_130

60

Fig.4.12.b. ηCP pentru CST cu β* în paşi cu durata de 15…90 minute pentru un sezon (optim), având

∆β*optim=130° şi γ* (optim)=39°, considerând sarcina termică maximă

4.3. Aplicarea algoritmului pentru sinteza sistemului de orientare, în condiţiile sarcinii termice nule Considerând algoritmul de sinteză a sistemului de orientare şi a răspunsului energetic, în cazul sarcinii nule (vezi Cap.3 – punctul 3.3) şi având maxima ∆β*=130° (Fig. 4.13), se analizează necesitatea montării paravanelor de umbrire în funcţie de temperatura de stagnare a agentului termic. Astfel, pentru unghiul diurn β* în 2 paşi al CST orientat în contra-fază, cu elevaţia optimă anuală şi considerând temperatura exterioară maximă de calcul pentru perioada de vară (te=35°C), s-a simulat numeric variaţia temperaturii de stagnare în Fig.4.14a.

Temperatura maximă admisibilă impusă în condiţii de stagnare fiind de 90°C, se poate observa din Fig.4.14 faptul că orientarea în contra-fază a CST nu asigură protecţia termică a agentului, fiind necesară montarea a două paravane de umbrire. S-a analizat influenţa dimensiunilor acestor paravane asupra temperaturii de stagnare în Fig.4.15 prin raportul dintre lăţimea oglinzii şi lăţimea CST.

În dimensionarea lăţimii oglinzilor, se alege valoarea minimă care îndeplineşte condiţia de reducere a temperaturii de stagnare în limita admisibilă, datorită rezistenţei la vânt a acestora. Din Fig. 4.15 se observă valoarea raportului x=0.47 pentru asigurarea temperaturii de stagnare de 90°C, ceea ce înseamnă o lăţime a paravanelor de umbrire de ≈600mm pentru modelul din Cap.5.


33

Fig.4.13. Variaţia β* al CST orientat în contra-fază (β*) având ∆β*=130°, considerând sarcină termică nulă

Fig.4.14.a. Variaţia tSTG şi a G* pentru solstiţiul de vară, considerând te=35°C; γ*optim=39° şi ∆β*=130° cu

CST orientat în contra-fază; sarcina termică nulă

Fig.4.15. Temperatura de stagnare (tSTG) în funcţie de coeficientul x

(raportul dintre lăţimea oglinzii şi lăţimea de CST)

Una din principalele probleme întâlnite în momentul stagnării sistemului solar termic este supraîncălzirea colectorului solar termic (CST) şi implicit a agentului din instalaţia solară. În momentul stagnării, consumul de energie termică este nul, agentul termic fiind expus radiaţiei solare se încălzeşte peste limitele de funcţionare. Astfel se alterează agentul termic, care fiind supraîncălzit poate de asemenea deforma sistemul de conducte flexibile. Pentru evitarea suprasarcinii termice s-a adoptat soluţia orientării controlate a CST opus direcţiei razei solare [27]. Protecţia termică a agentului nu este asigurată în aceste condiţii şi astfel se impune utilizarea unor paravane de umbrire. Pentru a mări eficienţa de conversie în timpul funcţionări colectorului, aceste paravane pot fi create din material reflectorizant, de exemplu oglinzi [20][22]; de asemenea, în perioada de


34

vară oglinzile folosesc drept paravane, pentru umbrirea CST şi astfel, lăţimea oglinzilor se dimensionează pentru condiţiile de vară.

Unghiul de înclinare al oglinzilor plane faţă de colectorul solar termic (θ [°]) se alege în funcţie de aportul energetic dat de oglinzi în perioada de utilizare a sistemului ţinând cont de unghiul maxim necesar umbririi în perioada vacantă, valoarea optimă fiind identificată a fi θ=60° [20][22].

Condiţiile şi premisele dimensionării oglinzilor se realizează ţinând cont de: 1. Programul de orientare controlată: obturarea captării radiaţiei solare în perioada de

stagnare a sistemului şi captarea maximă a radiaţiei solare în perioada de utilizare a sistemului.

2. Condiţiile şi aspectele specifice pentru stagnare: parametrii funcţionali ai agentului termic. 3. Dimensionarea optimă a oglinzilor ia în considerare două aspecte: pentru perioada de

stagnare, când oglinzile sunt folosite pe post de paravan şi pentru perioada de funcţionare când sunt folosite ca şi concentratoare a radiaţiei solare.

4. Se consideră reflexia radiaţiei directe cu ajutorul oglinzilor, neglijându-se efectul de reflexie a radiaţiei difuze pe suprafaţa CST.

5. Unghiul de înclinare a oglinzilor plane față de colectorul solar termic (θ [°]) poate atinge maxim 60° pentru a respecta condiţia de umbrire în perioada vacantă.

Energia totală captată de CSTO (pentru sarcina termică maximă) în premisa concentrării radiaţiei solare directe pe suprafaţa CST cu ajutorul a două oglinzi plane se determină cu cei 4 parametri optimi identificaţi în Cap.4.2, rezultatele fiind ilustrate în Fig.4.16. În aceste condiţii, CSTO captează cu ≈45% mai multă radiaţie solară decât un sistem CST fix înclinat optim și cu ≈19% mai mult decât sistemul CST monoaxial.

Necesarul major de energie este în perioada de încălzire, când aportul energetic dat de oglinzi este relativ nesemnificativ şi chiar nul în luna decembrie. Oglinzile captează o cantitate maximă de energie în lunile Aprilie, August şi Septembrie, iar în perioada de vară când este necesară reducerea sarcinii termice, oglinzile captează pana la ≈25% din radiaţia solară directă. Ţinând cont de rezultate, se constată faptul că, influenţa de 18% asupra eficienţei de captare a radiaţiei solare dată de oglinzi este relativ nesemnificativă, deci se pot păstra cu erori relativ nesemnificative cei 4 parametri identificaţi optimi la punctul 4.2.

Fig.4.16. Energia captată de CSTO şi eficienţa de captare a CSTO (EG*/EG)

pentru cele 12 luni calendaristice ale anului


35

4.4. Aplicarea algoritmului pentru sinteza sistemului de orientare, în condiţiile sarcinilor termice parţiale

Utilizând rezultatele obţinute la punctul 4.2, se doreşte stabilirea programului optim de funcţionare în cazul sarcinii termice parţiale a CST cu eficienţa de captare ridicată (superioară celei realizate de CST fix).

În fig.4.18 este dat un exemplu de răspuns energetic pentru sarcina parţială superioară pentru ziua de 15 Noiembrie (N=319). În aceasta zi, s-a considerat necesară energia captată de CST corespunzătoare unei eficienţe de captare de 89.2%. Pentru această sarcină termică necesară, ∆β*=30°, iar programul optim este ilustrat în Fig. 4.19. Considerând cei 4 parametri necesari stabilirii programului de funcţionare, se consideră: Numărul optim al sub-programelor sezoniere de orientare este considerat ca fiind intervalul de timp aferent unui sezon pentru întreaga durată a unui an; Unghiul optim de elevaţie anual (γ*=constant=39°) este identificat la punctul 4.2; Durata optimă constantă a paşilor orientării CST (β*) este, de asemenea, identificată la punctul 4.2, iar în exemplul din Fig. 4.19 este similar; Cursa unghiului diurn optim: ∆β*=30°. Similar exemplului din Fig. 4.18 şi 4.19 se identifică programul diurn de orientare în funcţie de necesarul energetic. În acest sens, se optimizează cursa unghiulară diurnă pentru sarcina termică parţială cu eficienţa de orientare ridicată, păstrând valorile optime pentru elevaţia anuală şi numărul de sezoane identificate optime, la punctul 4.2.

Fig.4.18. Eficienţa de captare a energiei radiaţiei globale totale receptate de CSTO funcţie de ∆β* având

γ*=39°, N=319 (15 Noiembrie), pentru o eficiență de captare de 89.2% se obţine ∆β*=30°

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17T [h]

β*

[°]

β*_30

Fig. 4.19. Exemplu de variaţie a unghiului diurn pentru sarcina termică parţială superioară.


36

Fig.4.20. η CST în funcţie de durata pasului: pentru η CST = 50% se obţine o durată a orientării către Sud

(β*=0°) de 3.65 ore, pe parcursul N=319; dimineaţa şi seara CST este orientat în contra-fază

-70

-55

-40

-25

-10

5

20

35

50

65

7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17T [h]

β*

[°]

β*_3.65h

Fig. 4.21. Variaţia duratei orientării CST spre Sud (β*=0°) şi pentru ∆β*=130, în contra-fază

pentru sarcina termică parţială minimă.

Durata orientării în contra-fază pentru eficienţa de orientare redusă se stabileşte în funcţie de energia de captare a CST. În exemplul din Fig. 4.20, necesarul energetic este inferior față de sarcina termică dată de CST fix, o eficienţă de captare de 50% asigurând necesarul energetic pentru ziua considerată (N=319). În aceasta situaţie, durata orientării cu β*=0, corespunzătoare eficienţei de 50% este de 3.65 ore; ceea ce înseamnă că CST are β*=0 (precum CST fix) de la intervalul corespunzător T=12°°-1.825h până la T=12°°+1.825h, iar cu excepţia acestui interval, CST este orientat în contra-fază, cu o cursa diurnă maximă, precum este descris la punctul 4.3. (Fig. 4.21).

Pentru eficienţe de captare redusă, parametri optimi identificaţi în exemplul din Fig. 4.20 şi 4.21 sunt: Numărul de sezoane optim pentru un an: un sezon; Durata optimă constantă a paşilor orientării CST: 3.65 ore (cu β*=0); Cursa unghiului diurn optim: ∆β*=130° (în contra-fază); Unghiul optim de elevaţie anual: γ*=39°=constant.


37

4.5. Concluzii şi contribu ţii 4.5.1. Concluzii:

a. Prin simularea numerică a algoritmului în condiţiile sarcinii maxime, pentru sistemul monoaxial diurn de orientare amplasat în zona Braşov, s-au obţinut următoarele mărimi optime: numărul de sezoane optim: un sezon; durata optimă constantă a paşilor orientării CST: o oră; cursa unghiului diurn optim: ∆β*=130°; unghiul optim de elevaţie anual: γ*=39°=constant;

b. Prin simularea numerică a algoritmului în condiţiile sarcinii nule, s-au obţinut următoarele mărimi optime: numărul de sezoane optim: un sezon; cursa unghiului diurn optim: ∆β*=130° (în contra-fază); unghiul optim de elevaţie anual: γ*=39°=constant

c. Dacă există riscul suprasarcinii termice se montează paravane cu raportul dintre lăţimea paravanelor si lăţimea colectorului x=0.47

d. Aportul energetic al oglinzilor este relativ nesemnificativ, de aceea se păstrează valorile optime ale parametrilor de la punctul 1 de mai sus

e. Pentru sarcina termică parţială s-au dat exemple reprezentative rezultând: pentru funcţionarea la sarcină termică parţială, caracterizată prin eficiență de captare ridicată și la sarcină termică parţială cu eficiență de captare redusă, un sezon anual reprezintă valoare optimă, unghiul optim de elevaţie anual: γ*=39°=constant. Pentru sarcina termică superioară, durata de o oră a paşilor orientării este optimă, variind cursa unghiului diurn ∆β*, iar pentru sarcina termică parţială inferioară, ∆β*=130° (în contra-fază), variind durata paşilor de orientare

f. Soluţia cantitativă este caracterizată prin următoarele mărimi: numărul de sezoane optim, durata optimă constantă a paşilor orientării CST, cursa unghiului diurn optim, unghiul optim de elevaţie anual, precum și unghiul de dispunere a oglinzilor (θ), lăţimea oglinzilor și posibilitatea reglării cursei unghiulare în cazul sarcinii termice parţiale (cele 2 situaţii parţiale)

4.5.2. Contribuţii:

1. Simularea numerică a trei algoritmi de sinteză a sistemului de orientare, în condiţiile de sarcină termică maximă, nulă și parţială a CST plan și identificarea a patru parametri caracteristici fiecărui algoritm: numărul de sezoane optim pentru un an, durata optimă constantă a paşilor orientării CST, cursa unghiului diurn optim şi unghiul optim de elevaţie anual

2. Simularea numerică privind aplicarea algoritmului de sinteză în condiţiile sarcinii termice maxime cu scopul stabilirii valorilor optime ale mărimilor de mai jos pentru un sistem CST cu orientare monoaxială diurnă amplasată în zona Braşov: numărul de sezoane optim; durata optimă constantă a paşilor orientării CST; cursa unghiului diurn optim; unghiul optim de elevaţie anual

3. Simularea numerică privind aplicarea algoritmului de sinteză în condiţiile sarcinii termice nule cu scopul determinării configuraţiei geometrice a paravanelor de umbrire în vederea evitării temperaturilor critice ale agentului termic în zilele toride:

4. Simularea numerică privind aportul energetic solar al oglinzilor în vederea corectării valorilor optime ale mărimilor: γ*, ∆β*, durata paşilor, numărul de sezoane și s-a constatat aportul relativ nesemnificativ al oglinzilor în perioada de funcţionare maximă (iarna) şi din acest motiv, cele patru mărimi nu se modifică în cazul utilizării oglinzilor cu concentrare joasă a radiaţiei solare

5. Simularea numerică cu exemplificări privind: funcţionarea la sarcina termică parţială, caracterizată prin eficiența de captare ridicată și la sarcina termică parţială cu eficiența de captare redusă

6. Asamblarea mărimilor optime care definesc soluţia conceptuală cantitativă a sistemului de orientare

5. Realizarea, implementarea şi testarea unui demonstrator solar termic cu orientare monoaxială înclinată, comparativ cu un demonstrator de referinţă, fix.

38


5.1. Proiectarea constructivă a demonstratorului cu orientare diurnă Modelarea conceptuală a demonstratorului se bazează pe unghiul anual optim de

elevație γ*=39° (care se menține constant pe toată durata anului), pe cursa diurnă maximă ∆β*=130° (β*= +65° ... -65°), pe programul de orientare în pași stabilit anterior β*=β*(timp solar) și pe baza legii de transmitere Lact = f (β*) a mecanismului, de tip triunghi cu o latură reglată printr-un actuator liniar, a cărui schemă structurală este prezentată în figura 5.1a; conform acestei scheme, O1A si O1B reprezintă pozițiile extreme ale colectorului, corespunzătoare unghiurilor diurne β*= +65° și respectiv β*=-65° (măsurate față de direcția sud, S), iar O1C reprezintă o poziție curentă a colectorului.

Pentru ca unghiurile de presiune la capete de cursă să nu depășească valoarea maximă admisă (|βp*|≤65°), s-a realizat dimensionarea elementelor mecanismului, rezultând următoarele dimensiuni:

• Înălțimea de prindere a furcii actuatorului DO1=490mm; • Excentricitatea furcii actuatorului DO2=145mm; • Excentricitatea articulației platformei-stâlp O1O1*=90mm; • Excentricitatea articulației platformei-actuator CC*=70mm

Pe baza acestor elemente geometrice s-au determinat următorii parametri necesari determinării legii de transmitere:

• O1*C*=250mm; • r=O1A= O1B = O1C=250,8mm; • b=O1O2=511mm; • β0=16,5°; β0* = <SO1O2= 78,1° ; • O1S= directia Sud, definita ca bisectoare a unghiului AO1B. Legea de transmitere Lact = f (β*) a mecanismului de tip triunghi cu o latură

reglabilă se determină aplicând teorema cosinusului în triunghiul CO1O2: (Lact)

2 = (O2C)2= (O1O2)2+(O1C)2-2.(O1O2).(O1C).cos (<SO1O2-β*) =>

]*)[(*)1.78cos(.6,2563176,324021

)cos(...2 **0

22

mmL

rbrbL

act

act

ββ

ββ

=−°−=

=−−+= . (5.1)

Pe baza acestei legi de transmitere, reprezentată grafic in fig.5.1b, și pe baza

variației în pași a unghiului diurn β*=β*(T), ilustrată grafic prin linia albastră din fig.5.1c, s-a obținut legea de variație în pași Lact=Lact(T) din fig. 5.1c, care stă la baza programului de comandă al sistemului de orientare; prin T s-a notat timpul solar.

Pentru valorile extreme ale unghiului diurn β*=±65° se obtin:

• lungimea minimă a actuatorului Lact.MIN= Lact (β*= +65°)=272,7mm; • lungimea maximă a actuatorului Lact.MAX= Lact (β*= -65°)= 727,3mm; • cursa actuatorului ∆Lact= Lact.MAX - Lact.MIN = 454,6mm


39

Fig. 5.1a Schema structurală a mecanismului de orientare al demonstratorului

250

300

350

400

450

500

550

600

650

700

750

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70β* [deg]

Lact

[mm

]

Fig.5.1b. Funcția de transmitere a mecanismului din fig.5.1a: Lact = Lact (β*)

-80-70-60-50-40-30-20-10

01020304050607080

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22T [h]

β*

[°]; L

act [

cm] β* Lact

Fig.5.1c. Legile de variație în pași ale unghiului diurn β* și ale lungimii actuatorului Lact în funcție de

timpul solar T.

Încărcările pe care trebuie să le suporte structura metalică de susținere și actuatorul liniar sunt cauzate în principal de acțiunea vîntului și în mod secundar de greutatea sistemului. Pentru încărcarea din vânt se ia în calcul o valoare limită de 15 m/s până la care sistemul de orientare trebuie să rămână în funcție; la valori ale vântului de peste 15 m/s automatizarea sistemului de orientare va aduce sistemul în poziția de ora 12 (β*= 0°) în care acesta opune rezistență minimă la acțiunea vântului.

Pentru calculul încărcărilor cauzate de vânt se pleacă de la suprafața colectorului solar termic de tip plan plat prezentat în figura 5.2 ale cărui caracteristici tehnice sunt prezentate în tabelul 5.1.


40

Ţinând seama atât de încărcarea indusă de vânt, cât şi de condiţiile geometrice de mai sus, s-a optat pentru un actuator liniar Elero-Aton 2, ale cărui performanţe sunt sistematizate in Tab.5.2.

Tabel 5.2. Caracteristicile actuatorului liniar [102] Caracteristici ale actuatorului liniar Valoare Unitate de măsură Sarcina dinamică maximă 5000 [N]

Sarcina statică maximă 15000 [N]

Viteza cursei unghiulare 4.5 [mm/s]

Timpul efectuării cursei 8 [min]

Lungimea cursei 500 [mm]

Dimensiunea minimă a actuatorului 1180 [mm]

Tensiunea de operare 230 [V]

Frecvenţa de operare 50 [Hz]

Utilizând elementele constructive determinate anterior s-a realizat modelarea virtuală a modelului 3D a demonstratorului, model prezentat în figura 5.4. pentru pozițiile extreme cât şi pentru poziţia corespunzătoare T=12.

Fig. 5.4. Proiectarea realizată în SolidWorks

Elementele principale din componenţa demonstratorului sunt sistematizate în Fig.5.5

1. Baza 2. Ramă susținere colector și oglinzi 3. Colector solar termic 4. Oglinzi

5. Actuator 6. Racorduri flexibile 7. Conducte racordare colector solar termic

Fig. 5.5. Elemente componente ale demonstratorului

5. Realizarea, implementarea si testarea unui demonstrator solar termic cu orientare monoaxială înclinată, comparativ cu un demostrator de referinţă, fix.

41

A fost verificată îndeplinirea curselor unghiulare specificate în cerinţele de proiectare, respectiv:

• unghiul diurn β*=±65°, • unghiurile de presiune la capete de cursă să nu depășească valorile βp*=±65°, • lungimea minimă a actuatorului Lact.MIN= Lact (β*= +65°)=272,7mm; • lungimea maximă a actuatorului Lact.MAX= Lact (β*= -65°)= 727,3mm; • cursa actuatorului ∆Lact= Lact.MAX - Lact.MIN = 454,6mm Verificarea, prin simulare grafică, a evidenţiat îndeplinirea cu succes a cerinţelor, în

condiţii bune de funcţionare, cu evitarea coliziunilor dintre elementele demonstratorului. Pe baza modelului 3D validat în urma verificărilor dimensionale şi de funcţionare,

s-au realizat desenele de execuţie care au fost predate producătorului pentru demararea construcţiei demonstratorului.

5.2 Realizarea şi implementarea demonstratoarelor Pentru realizarea demonstratorului cu orientare diurnă şi a celui de referinţă fix, a

fost necesară parcurgerea următoarelor etape: 1. Stabilirea tehnologiei de execuţie. 2. Achiziţionarea reperelor existente pe piaţă: actuator, lagăre pentru rulmenți, rulmenţi,

elemente de asamblare demontabile, colector solar termic, țevi și fitinguri pentru racordarea hidraulică a colectorului, profile laminate (în principal țeavă pătrată 50x50mm și 30x30mm)

3. Manufacturarea cadrului metalic de susținere a colectorului fix și respectiv a celui mobil 4. Asamblarea componentelor. 5. Verificarea funcţionării demonstratorului cu orientare diurnă conform programului de

orientare optim pentru perioada în care a avut loc instalarea. 6. Instalarea demonstratoarelor în cadrul platformei de testare de pe acoperişul corpului D

al Universităţii Transilvania

Fig.5.6. Vedere de ansamblu asupra CST fix și asupra CST monoaxial

Fig.5.7. Racordarea hidraulică a instalaţiei


42

Instalaţia hidraulică, care include demonstratorul cu orientare diurnă şi cel de referintă fix (Fig.5.6) este ilustrat in Fig 5.7, 5.9 şi cuprinde:

• cazan în condensație cu gaze naturale VITODENS cu o putere de 29 kW care asigură încălzirea birourilor DII4, DII5 și DII6 și prepararea apei calde menajere pentru grupul sanitar de la etajul corpului D,

• boiler bivalent Vitocell B100 cu o capacitate de 300 de litri la a cărui serpentină inferioară este racordat circuitul solar iar la serpentina superioară circuitul de încălzire de la cazan care acoperă necesarul de apă caldă în perioadele fără radiație solară suficientă,

• automatizare Vitosolic 200 care monitorizează și comandă funcționarea automată a sistemului

• grup de pompare care asigură vehicularea agentului termic în circuitul solar, între boiler și colectoarele solar termice

Montarea echipamentelor de acţionare şi monitorizare Sistemul de achiziţie, cu care sunt prevăzute demonstratoarele (cu orientare diurnă

şi fix), înregistrează următorii parametri: debitul agentului termic din circuitul solar al colectorului fix; temperatura la intrarea/ieșirea în/din colectorul fix; debitul agentului termic din circuitul solar al colectorului mobil; temperatura la intrarea/ieșirea în/din colectorul mobil; debitul agentului termic din circuitul solar la intrarea în boiler; temperatura la intrarea/ieșirea în/din boiler

Demonstratorul este echipat cu următoarele componente destinate monitorizării funcționării sistemului: câte doi senzori de temperatură pe intrarea/ieșirea fiecărui colector; câte un debitmetru cu contact reed pe intrarea fiecărui colector; 2 senzori magnetici (3-130VDC, 300 mA, 20 W) cu rol de limitatoare de cursă; controler de tip PLC GLOFA, model G7M-DT02U(N); sistem de achiziţie data logger cu plăci National Instruments 6218 şi computer (v.Fig.5.10).

De la stația meteo Delta-T situată în imediata vecinătate a locului de amplasare al demonstratorului sunt preluate: radiaţia globală şi cea difuză în plan orizontal (GH şi DH); temperatura mediului ambiant (Ta); viteza vântului (V.vânt). Celelalte mărimi înregistrate de staţie nu intervin în prelucrarea datelor monitorizate.

Fig.5.10 Componente pentru monitorizarea funcționării demonstratorului: Cutie distribuție, Senzori

de temperatură, Limitator de capăt de cursă, Debitmetru [98][101].


43

Fig. 5.9. Schema hidraulică a instalației care include colectorul termic plan cu orientare diurnă si colectorul

de referinţă fix


44

a) c) Fig. 5.11. Vedere de ansamblu asupra CST monoaxial si asupra CST fix: a) reflexia razei solare

datorită oglinzilor, c) captarea radiației solare la finalul realizării cursei diurne

5.3 Testarea experimentală şi analiza comparativă

Pe baza programului de orientare optim stabilit în Capitolul 4, s-a efectuat monitorizarea parametrilor agentului termic furnizat de cele două colectoare solar termice, a radiaţiei solare, temperaturii ambiante și vitezei vântului pe parcursul lunii noiembrie. Din prelucrările înregistrărilor efectuate, în continuare se prezintă rezultatele aferente unei zile reprezentative, cu cer senin: 17.11.2011 și cele dintr-o zi parțial senină 16.11.2011.

În exemplul de funcţionare la sarcină maximă din Fig. 5.11 se pot observa momente relevante pe parcursul unei zile de testare. Astfel în Fig.5.11a se poate observa efectul montării oglinzilor pentru concentrarea radiaţiei solare (reflexia radiaţiei solare directe de către oglinzile plane); în Fig.5.11c se poate observa captarea radiației solare la finalul realizării cursei diurne de către CSTO mobil comparativ cu cel fix.

Se precizează faptul că din mărimile GH și DH (înregistrate de stația meteo Delta-T în plan orizontal) se determină radiația directă în plan orizontal BH și apoi (cu ajutorul modelului analitic prezentat în Capitolul 3) se stabilesc mărimile B, D, G (aferente direcției razei solare). Pe baza acestora se modelează radiațiile B*CST, D*CST și G*CST, captate de colectorul solar termic mobil și respectiv B*CST_FIX, D*CST_FIX și G*CST_FIX corespunzătoare colectorului solar termic fix. Datorită problemelor ridicate de radiația directă B=BH/sin(α) (vezi Capitol 3), în cazul valorilor mici ale lui α, în prelucrările efectuate s-au considerat utile numai valorile radiației B corespunzătoare lui α > 18°. În tabelul de mai jos se prezintă un extras din rezultatele obținute în urma prelucrării înregistrărilor datelor meteo din 17.11.2011. Notaţiile din tabelul 5.3. au următoarele semnificații: T= Timp solar; GH = Radiația solară globală în plan orizontal; DH = Radiația solară difuză în plan orizontal; BH = Radiația solară directă în plan orizontal; ω = Unghi orar; δ = Unghi declinație; α = Unghi altitudine; B (meteo) = Radiația solară directă pe direcția razei solare rezultată prin prelucrarea datelor meteo; D (meteo) = Radiația solară difuză pe direcția razei solare rezultată prin prelucrarea datelor meteo; G (meteo) = Radiația solară globală pe direcția razei solare rezultată prin prelucrarea datelor meteo; E = Energie solară disponibilă cumulată.

În Tabelul 5.4 s-au notat cu indicii „m” datele referitoare la CST mobil și cu indicii „f” pentru datele corespunzătoare CST fix; s-au notat cu asterisc „*” datele referitoare la CST; similar s-au notat parametrii din Fig.5.13.


45

Tabel 5.3. Extras din prelucrarea datelor meteo înregistrate pentru data de 17.11.2011 pentru radiaţia solară disponibilă şi energia cumulată aferentă

T GH DH BH ω δ α B(meteo) D(meteo) G(meteo) E

h W/m2 W/m2 W/m2 ° ° ° W/m2 W/m2 W/m2 Wh/m2

10 303 75 228 31 -20 19 706 50 756 1204 10.25 321 85 236 27 -20 20 686 57 743 1390 10.5 338 94 243 23 -20 21 673 64 738 1574 10.75 352 105 247 20 -20 22 654 73 727 1756

11 367 116 250 16 -20 23 641 81 722 1936 11.25 382 115 267 12 -20 24 665 81 746 2123 11.5 397 114 283 8 -20 24 693 81 774 2316 11.75 412 113 299 5 -20 24 724 80 804 2517

12 427 112 315 1 -20 25 759 79 838 2727 12.25 424 112 312 -3 -20 24 754 79 833 2935 12.5 421 112 310 -7 -20 24 754 79 833 3143 12.75 407 104 302 -10 -20 24 748 73 821 3349

13 392 96 295 -14 -20 23 748 67 815 3552 13.25 383 92 292 -18 -20 23 761 63 825 3759 13.5 375 87 288 -22 -20 22 782 60 841 3969 13.75 358 86 272 -25 -20 21 774 58 832 4177

14 340 85 255 -29 -20 19 771 57 827 4384

Tabel 5.4. Extras din prelucrarea datelor meteo înregistrate pentru data de 17.11.2011 pentru radiaţia solară receptată de CST şi energia cumulată aferentă

T β γ νm νf α* αf* Bm* B f* Dm* D f* Gm* G f* Em* Ef

*

h ° ° ° ° ° ° W/m2 W/m2 W/m2 W/m2 W/m2 W/m2 Wh/m2 Wh/m2

10 29 68 29 43 45 55 617 517 64 69 682 585 1103 826 10.25 25 68 29 40 45 55 599 522 73 77 671 599 1271 976 10.5 22 67 30 38 45 55 584 530 81 86 665 616 1437 1130 10.75 18 67 30 36 52 55 564 529 94 96 659 625 1602 1286 11 15 66 30 34 52 55 554 530 104 106 659 636 1767 1445 11.25 11 66 30 33 52 55 575 560 103 105 678 665 1936 1611 11.5 8 66 31 32 52 55 595 591 102 104 697 695 2110 1785 11.75 4 66 31 31 55 55 622 622 103 103 725 725 2292 1966 12 1 65 30 30 55 55 654 654 102 102 756 756 2481 2155 12.25 -3 65 31 31 55 55 649 649 102 102 751 751 2668 2343 12.5 -6 66 31 31 55 55 645 645 102 102 747 747 2855 2529 12.75 -10 66 30 32 52 55 645 633 93 95 738 728 3039 2711 13 -13 66 30 34 52 55 647 623 86 88 733 711 3223 2889 13.25 -17 66 30 35 52 55 658 622 82 84 740 705 3408 3065 13.5 -20 67 31 37 52 55 672 623 78 79 750 702 3595 3241 13.75 -24 67 29 39 45 55 674 597 74 78 747 676 3782 3410 14 -27 68 29 42 45 55 674 573 73 77 746 651 3969 3572

Notaţiile din tabelul 5.4. au următoarele semnificații: T=timp solar; β =unghi diurn solar; γ = elevație solară; νm =unghi de incidență pentru CST mobil; νf =unghi de incidență pentru CST fix; α*= altitudinea CST mobil; α* f = altitudinea CST fix; B*m=radiaţia solară directă captată de CST mobil; B*f =radiaţia solară directă captată de CST fix; D*m=radiaţia solară difuză captată de CST mobil; D*f = radiaţia solară difuză captată de CST fix; G*m= radiaţia solară globală captată de CST mobil; G*f= radiaţia solară globală captată de CST fix; E* m=energia solară totală captată de CST mobil; E*f=energia solară totală captată de CST fix


46

Prin compararea rezultatelor teoretice obţinute pentru radiaţia solară disponibilă cu rezultatele obţinute prin prelucrarea datelor meteo (Fig.5.12) se observă faptul că, deşi apar abateri la curbele de variaţie ale radiaţiei; energia corespunzătoare radiaţiei teoretice comparativ cu energia corespunzătoare radiaţiei prelucrate din datele meteo au valori apropiate, ceea ce validează modelarea teoretică a celor trei tipuri de radiaţie solară: directă (B), difuză (D) şi globală (G). Din Fig.5.13 se poate observa faptul ca CST mobil captează mai multă radiaţie solară decât CST fix În figura 5.14 sunt reprezentate curbele de variație pentru data de 17.11.2011 pentru următorii parametrii: • Radiația solară globală G, incidentă pe un colector orientat continuu (calculată)

• Radiația solară directă B, incidentă pe un colector orientat continuu (calculată)

• Radiația solară globală, Gm*, incidentă pe colectorul orientat în pași cu durata de 1 oră (calculată)

• Radiația solară globală, Gf*, incidentă pe colectorul fix, orientat spre sud (calculată)

• Puterea termică specifică, pm, a colectorului orientat în pași cu durata de 1 oră (masurată) Puterea termică specifică, pf, a colectorului fix, orientat spre sud (masurată) Din analiza Fig 5.14 se desprind următoarele interpretări: • Aportul energetic suplimentar obţinut prin orientarea diurnă a CST (față de CST fix),

intervine dimineața și după-amiaza; în vecinatatea amiezii radiaţia solară captată de cele două 2 CST este asemănătoare (au practic același răspuns energetic)

• Nivelul de putere mai ridicat al colectorului mobil în perioada prânzului când ambele colectoare erau orientate identic spre sud (beta*=0, gama*=35) poate fi pusă pe seama inerției termice a colectorului mobil

• În intervalul 8:15 – 9:00 se constată o uşoară depăşire a nivelului radiaţiei solare globale incidente pe colectorul mobil de către energia termică produsă de colectorul mobil justificată de utilizarea oglinzilor care amplifică cantitatea de radiație incidentă pe colector

În figura 5.15 sunt reprezentate curbele de variație pentru data de 17.11.2011 pentru următorii parametrii: • Energia solară specifică disponibilă pe un colector orientat continuu, E, obtinuță prin

integrarea ariei de sub curba de variație a radiației solare globale, G din Fig. 5.12

• Energia solară specifică disponibilă pe un colector orientat în pași cu durata de 1 oră, Em*, obținută prin integrarea ariei de sub curba de variație a radiației solare globale, Gm* din Fig. 5.12

• Energia solară specifică disponibilă pe un colector fix orientat spre sud, Ef*, obținută prin integrarea ariei de sub curba de variație a radiației solare globale, Gf*

• Energia termică specifică furnizată de un colector orientat în pași cu durata de 1 oră, em*, obținută prin integrarea ariei de sub curba de variație a puterii termice a acestuia

• Energia termică specifică furnizată de un colector fix orientat spre sud, ef*, obținută prin integrarea ariei de sub curba de variație a puterii termice a acestuia


47

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17T [h]

B,D

,G [W

/m²] B(meteo) D(meteo) G(meteo) B(teor.) D(teor.) G(teor.)

Fig.5.12. Compararea radiaţiei solare disponibile determinate în mod teoretic cu metoda prezentată în cap.3 (Bteor.,Dteor.,Gteor.) cu radiaţia solară disponibilă determinată prin prelucrarea datelor meteo

(Bmeteo,Dmeteo,Gmeteo)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17T [h]

B*,

D*,

G*

[W/m

²] Bm* Dm* Gm* Bf* Df* Gf*

Fig.5.13. Compararea radiaţiei solare receptată de CST mobil (B*m,D*m,G*m) cu radiația solară

receptată de CST fix (B*f,D* f,G*f) Din analiza Fig 5.15 se desprind următoarele interpretări: • În grafic sunt prezentate valorile cumulate ale energiei astfel încât plecând de la 0 în

primele ore ale dimineții, la sfârșitul zilei pe grafic se citesc energia disponibilă respectiv furnizată pe parcursul întregii perioade analizate

• Raportând valorile energiei cumulate la sfarșitul zilei (determinate prin integrarea ariei de sub curbele radiaţiei receptate şi disponibile Fig.5.12-5.14) pentru cele două CST (cu orientare diurnă şi fix), se obţin următoarele valori pentru eficienţa medie zilnică:

• Eficiența medie zilnică de captare a CST cu orientare diurnă: E*m(MAX)/E(MAX) = 91%

• Eficiența medie zilnică de captare a colectorului fix: E*f(MAX) /E(MAX) =77%

• Eficiența medie zilnică de conversie a CST cu orientare diurnă: e*m(MAX)/E*m(MAX)= 62%

• Eficiența medie zilnică de conversie a colectorului fix e*f(MAX) /E*f(MAX) = 40% În figura 5.16 sunt reprezentate curbele de variație pentru data de 17.11.2011 pentru următorii parametri: Temperatura aerului exterior (măsurată); Temperaturile de intrare și de ieșire din/în colectorul orientat respectiv în cel fix (măsurate); Temperaturile colectorului orientat respectiv fix (măsurate)


48

a)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0.25

0.27

0.29

0.31

0.33

0.35

0.38 0.

4

0.42

0.44

0.46

0.48 0.

5

0.52

0.54

0.56

0.58 0.

6

0.63

0.65

0.67

0.69

0.71

0.73

0.75

Rad

iatie

sol

ara

, W/m

p

G

B

Gm*

Gf*

17.11.2011

b)

0

100

200

300

400

500

600

6:00

6:30

7:00

7:30

8:00

8:30

9:00

9:30

10:0

0

10:3

0

11:0

0

11:3

0

12:0

0

12:3

0

13:0

0

13:3

0

14:0

0

14:3

0

15:0

0

15:3

0

16:0

0

16:3

0

17:0

0

17:3

0

18:0

0

Put

ere

spec

ifica

col

ecto

are

sola

re, W

/mp

pm

pf

17.11.2011

Fig.5.14. a) Radiația solară disponibilă (B,G) conform datelor meteo înregistrate și radiaţia solară totală

receptată de CST mobil (Gm) și CST fix (Gf) b) Puterea termică specifică a CST fix (pf) comparat cu puterea termică specifica a CST mobil (pm)

0.00.51.01.52.02.53.03.54.04.55.05.56.0

0.25

0.27

0.29

0.31

0.33

0.35

0.38 0.4

0.42

0.44

0.46

0.48 0.5

0.52

0.54

0.56

0.58 0.6

0.63

0.65

0.67

0.69

0.71

0.73

0.75

E, E

*, e

* [k

Wh/

m²]

E

Em*

Ef*

em*

ef*

17.11.2011

Fig. 5.15 Energia radiației solare și energia termică specifică

Din analiza Fig 5.16 se desprind următoarele interpretări: • Se constată o temperatură a colectorului orientat mai ridicată decât cea a colectorului fix

pe toată durata zilei, diferența maximă de temperatură fiind de circa 10°C;

• Diferența între temperatura colectorului orientat și cea a mediului ambiant are o valoare medie de 32°C, maxima fiind de 49°C, în timp ce diferența dintre temperatura


49

colectorului fix și cea a mediului ambiant are o valoare medie de 29°C, maxima fiind de 45°C;

• Temperaturile de intrare în cele două colectoare au un profil aproape identic datorită faptului că returul circuitului solar este comun, micile diferențe fiind cauzate de lungimea ceva mai mare a circuitului colectorului orientat, senzorii de măsurare a temperaturii la intrarea și ieșirea din fiecare colector fiind amplasați chiar la racordurile colectorului;

• Temperatura de ieșire din colectorul orientat este sensibil mai mare decat cea de iesire din colectorul fix, în jurul orei 12 cele două curbe apropiindu-se, totuși curba temperaturii de ieșire din colectorul orientat menținându-se deasupra celei corespunzatoare colectorului fix datorită inerției termice a colectorului.

a)

0

10

20

30

40

50

6:00

6:30

7:00

7:30

8:00

8:30

9:00

9:30

10:0

0

10:3

0

11:0

0

11:3

0

12:0

0

12:3

0

13:0

0

13:3

0

14:0

0

14:3

0

15:0

0

15:3

0

16:0

0

16:3

0

17:0

0

17:3

0

18:0

0

Tem

pera

tura

, °C

tim

tif

17.11.2011

b)

-5

5

15

25

35

45

55

6:00

6:30

7:00

7:30

8:00

8:30

9:00

9:30

10:0

0

10:3

0

11:0

0

11:3

0

12:0

0

12:3

0

13:0

0

13:3

0

14:0

0

14:3

0

15:0

0

15:3

0

16:0

0

16:3

0

17:0

0

17:3

0

18:0

0

Tem

pera

tura

, °C

tcm

tcf

ta

17.11.2011

c)

0

10

20

30

40

50

60

6:00

6:30

7:00

7:30

8:00

8:30

9:00

9:30

10:0

0

10:3

0

11:0

0

11:3

0

12:0

0

12:3

0

13:0

0

13:3

0

14:0

0

14:3

0

15:0

0

15:3

0

16:0

0

16:3

0

17:0

0

17:3

0

18:0

0

Tem

pera

tura

, °C

tom

tof

17.11.2011

Fig. 5.16. Temperatura la cele două CST (fix și monoaxial) precum și temperatura de intrare,

respectiv de ieșire din CST pentru o zi însorită


50

a)

0

100

200

300

400

500

600

700

6:00

6:30

7:00

7:30

8:00

8:30

9:00

9:30

10:0

0

10:3

0

11:0

0

11:3

0

12:0

0

12:3

0

13:0

0

13:3

0

14:0

0

14:3

0

15:0

0

15:3

0

16:0

0

16:3

0

17:0

0

17:3

0

18:0

0

Rad

iatie

sol

ara

pe d

irect

ia r

azei

sol

are,

W/m

p

G

B

16.11.2011

b)

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

6:00

6:30

7:00

7:30

8:00

8:30

9:00

9:30

10:0

0

10:3

0

11:0

0

11:3

0

12:0

0

12:3

0

13:0

0

13:3

0

14:0

0

14:3

0

15:0

0

15:3

0

16:0

0

16:3

0

17:0

0

17:3

0

18:0

0

Tem

pera

tura

, °C

tcm

tim

tom

ta

16.11.2011

c)

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

6:00

6:30

7:00

7:30

8:00

8:30

9:00

9:30

10:0

0

10:3

0

11:0

0

11:3

0

12:0

0

12:3

0

13:0

0

13:3

0

14:0

0

14:3

0

15:0

0

15:3

0

16:0

0

16:3

0

17:0

0

17:3

0

18:0

0

Tem

pera

tura

, °C

tcf

tif

tof

ta

16.11.2011

Fig. 5.17. a) Radiația solară; b) temperatura la CST cu orientare diurnă precum și temperatura de

intrare, respectiv de ieșire din CST c) cele 3 temperaturi pentru CST fix: la CST, intrare și ieșire; pentru o zi partial insorită

În figura 5.17 sunt reprezentate curbele de variație pentru data de 16.11.2011 pentru următorii parametri: • Radiația solarp globalp G, incidentă pe un colector orientat continuu (calculată);

• Radiația solară directă, B, incidentă pe un colector orientat continuu (calculată);

• Temperatura aerului exterior (măsurată);

• Temperaturile de intrare și de ieșire din/în colectorul orientat respectiv în cel fix (măsurate);


51

• Temperaturile colectorului orientat respectiv fix (măsurate). Din analiza Fig 5.17 se desprind următoarele interpretări: • Se constată un defazaj între nivelul maxim al radiației solare și cel al temperaturilor

colectoarelor solare generat de temperatura scazută a aerului exterior, a inerției termice mari a colectoarelor și a nivelului scăzut al radiației solare, și totodată gradientul mai ridicat de creștere a temperaturii colectorului orientat;

• Scăderea temperaturii agentului termic la ieșirea din colectoare sub nivelul temperaturii de la intrarea în acestea la sfarșitul zilei este cauzată de pornirea pentru o scurtă perioadă de timp (reglabilă) a pompei de circulație a agentului termic în circuitul solar pentru verificarea diferenței de temperatură dintre colectoare și boiler. Dacă această diferență depășește o valoare minima, reglabilă, pompa de circulație a agentului termic este pusă în funcție până când această diferență scade sub o valoare prestabilită. Această funcție este specifică sistemelor cu mai multe colectoare;

• Pentru perioade înnorate, orientarea colectorului mobil nu se mai justifică; în vederea captării radiației difuze impunându-se aducerea colectorului mobil în aceeași poziție cu cel fix.

b)

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

0.25

0.27

0.29

0.31

0.33

0.35

0.38 0.4

0.42

0.44

0.46

0.48 0.5

0.52

0.54

0.56

0.58 0.6

0.63

0.65

0.67

0.69

0.71

0.73

0.75

Efic

ient

a de

cap

tare

si d

e co

nver

sie,

%

ƞcp.m=Gm*/G ƞcp.f=Gf*/G

ƞct.m=pm*/Gm* ƞct.f=pf*/Gf*

17.11.2011

Fig. 5.18. Eficiența de captare (ηCP) și de conversie a CST (ηCT)

În figura 5.18 b sunt reprezentate curbele de variație pentru data de 17.11.2011 pentru următorii parametri: • Eficiența de captare a colectorului fix, ƞcp.f, obținută prin raportarea radiației solare

globale incidentă pe acesta la radiația solară globală pe direcția razei solare; • Eficiența de conversie a energiei solare în energie termică a colectorului orientat în pași

cu durata de 1 oră, ƞct.m, obținută prin raportarea puterii termice a acestuia la radiația solară globală incidentă pe acesta;

• Eficiența de conversie a energiei solare în energie termică a colectorului fix, ƞct.f, obținută prin raportarea puterii termice a acestuia la radiația solară globală incidentă pe acesta.


52

5.4. Concluzii şi contribu ţii 5.4.1. Concluzii: a. Din rezultatele testărilor la sarcină maximă, decurge că, într-o zi însorită, prin orientare

monoaxială diurnă, se obţine o creştere semnificativă pentru eficienţa de capatare a energiei solare şi implicit pentru eficienţa de conversie, faţă de orientarea fixă: raportând valorile energiilor cumulate la sfârşitul unei zile însorite, pentru cele 2 colectoare, au rezultat urmatoarele valori:

- 91% pentru eficienţa medie zilnică de captare a colectorului orientat ; - 77% pentru eficienţa medie zilnică de captare a colectorului fix ; - 62% pentru eficienţa medie zilnică de conversie a colectorului orientat şi - 40% pentru eficienţa medie zilnică de conversie a colectorului fix.

b. Principalul aport energetic, obţinut la sarcină maximă, într-o zi senină, prin orientare monoaxială, este adus în perioada dimineţii şi a după-amiezei, în vecinătatea amiezei, răspunsul energetic al celor 2 colectoare fiind practic acelaşi (la amiază, cele 2 colectoare au aceeaşi orientare).

c. În perioada de testare, la sarcină maximă, s-a constatat o bună concordanţa între eficienţa de captare estimată numeric (cca. 94%) şi cea determinată din datele experimentale (cca. 91%); această concordanţă constituie o confirmare a modelelor de estimare folosite.

d. În premisa sarcinii maxime, aportul mediu anual de energie solară captată, adus de oglinzile montate pe feţele interioare ale paravanelor, este relativ redus (cca. 18%, faţă de energia solară captată anual de CST) şi este distribuit neuniform pe parcursul anului: aportul maxim are loc în perioadele de primăvară şi toamnă; mai redus vara, iar iarna devine practic nul.

e. Testările, din intervalele de timp în care cerul este innorat, arată că aportul orientării diurne a CST devine nesemnificativ, faţă de orientarea fixă; ca urmare, în astfel de cazuri, se recomandă renunţarea la orientarea diurnă.

f. Din rezultatele testărilor efectuate reiese faptul că, dezvoltarea tematicii trebuie continuată cu monitorizarea şi prelucrarea datelor pe un interval de cel puţin un an pentru a se putea formula recomandări de optimizare certe.

5.4.2. Contribuţii: 1. Proiectarea constructivă a demostratorului şi identificarea componentelor existente pe

piaţă; proiectarea de detaliu pentru componentele inexistente şi manufacturarea acestora; proiectarea demonstratorului s-a realizat utilizând softul SolidWorks iar proiectarea de detaliu, în scopul manufacturării, s-a realizat în Autocad.

2. Asamblarea, implementarea şi verificarea demonstratorului cu orientare monoaxială, împreună cu demonstratorul de referinţă fix, racordate la instalaţia termică.

3. Testarea demostratorului cu orientare monoaxială simultan cu demonstratorul de referintă fix şi înregistrarea datelor experimentale monitorizate pentru cele două demonstratoare.

4. Sistematizarea şi prelucrarea datelor experimentale monitorizate; compararea rezultatelor aferente demonstratorului cu orientare monoaxială atât cu rezultatele demostratorului fix, cât cu cele teoretice, obţinute prin simulări numerice.

6. Concluzii şi contribuţii finale. Valorificarea rezultatelor

53

6. Concluzii şi contribu ţii finale. Valorificarea rezultatelor

6.1. Concluzii finale, desprinse din rezultatele cercetărilor efectuate: a. Spre deosebire de sistemele fotovoltaice, orientarea controlată, ca mijloc de creştere a

energiei solare captate, este aplicată uzual colectoarelor termice cu concentrare, colectoarele plane fiind de regulă fixe; progresele tehnologice recente (atât în domeniul racordurilor flexibile, cât şi al actuatoarelor) justifică atât abordarea orientării monoaxiale diurne a colectoarelor termice plane, cât şi demersul acestei teze.

b. Dintre cele trei soluţii, cu largă utilizare practică, de orientare solară (soluţia ecuatorială, - azimutală şi - pseudo-ecuatorială), s-a identificat soluţia pseudo-ecuatorială cu elevaţie fixă (la o valoare optimă pentru locaţia de amplasare), ca variantă optimală de orientare monoaxială diurnă a CST.

c. Pentru realizarea unei construcţii cât mai simple şi cât mai rentabile, pentru sistemul STC cu orientare monoaxială diurnă de tip pseudo-ecuatorial, se preconizează ca antrenarea mişcării diurne să se efectueze cu ajutorul unui mecanism de tip triunghi deformabil, în care latura variabilă sa fie materializată printr-un actuator liniar; în aceste condiţii cursa unghiulară diurnă este limitată la maximum 120°-130° (căreia îi corespunde un unghi maxim de presiune de 60°-65°); pentru o astfel de cursă, pot fi găsite relativ uşor racorduri flexibile compatibile.

d. Optimizarea orientării diurne, a sistemului CST monoaxial, are ca principal scop realizarea unei corelaţii adecvate între variaţiile sarcinii termice şi energia solară captată (implicit, energia termică debitată de colector). Sunt considerate 3 situaţii relevante: a) sarcina termică maximă, când sistemul CST trebuie să debiteze maximum de energie termică, b) sarcina termică nulă, când aportul energetic al sistemului CST trebuie să fie cât mai aproape de zero şi c) sarcina termică parţială, când energia termică debitată de sistemul CST este limitată la un anumit procent din capacitatea energică maximă a acestuia; se deosebesc sarcini parţiale: cu eficienţa de captare ridicată (superioară eficienţei maxime de captare a unui sistem CST cu orientare fixă) şi cu eficienţa de orientare redusă (inferioară eficienţei maxime de captare a unui CST fix).

e. Realizarea dezideratelor anterioare, presupune ca programul de orientare diurn să conţină 3 sub-programe de bază: a) un subprogram pentru funcţionare la capacitate maximă (care utilizează orientarea în paşi pe cursa unghiulară diurnă maximă), b) un subprogram de stagnare, cu orientare în contra-fază (colectorul este orientat dimineaţa spre vest şi după-masa spre est, la valorile extreme ale unghiului de orientare diurnă) şi c) cel puţin un sub-program de funcţionare cu sarcina parţială (în care este folosită atât reducerea cursei unghiulare diurne, în cazul eficienţei de captare ridicate, cât şi orientarea în contra-fază, când eficienţa de captare este redusă). Prin corelarea adecvată a orientării cu sarcina termică, se realizează, pe de o parte, simplificarea instalaţiei termice a CST-ului orientat (prin minimizarea recipienţilor de stocare a energiei termice excedentare) şi, pe de altă parte, se asigură protecţia sistemului, în zilele toride, în care sarcina sistemului STC este foarte redusă sau nulă.

f. Deoarece antrenarea directă a mişcării diurne printr-un actuator liniar, limitează cursa diurnă la maximum 120°-130°, la sarcina termică nulă pot să apară situaţii în care orientarea în contra-fază pe o astfel de cursă să nu fie suficientă pentru evitarea temperaturii de fierbere a agentului termic; pentru creşterea eficienţei orientării în


54

contra-fază, se preconizează folosirea unor paravane dispuse pe laturile N-S ale colectorului.

g. Paravanele laterale pot amplifica captarea de energie solară, în cazul sarcinilor termice ridicate, prin dispunerea de oglinzi pe feţele adiacente colectorului; se realizează astfel o anumită concentrare joasă a radiaţiei solare pe colector şi, implicit, o anumită creştere a eficienţei de captare a radiaţiei solare.

h. Sinteza conceptuală a sistemului de orientare cuprinde trei etape distincte, descrise prin algoritmi de sinteză diferiţi, corespunzători celor trei cazuri ale sarcinii termice. Algoritmul de sinteză, aferent sarcinii maxime, porneşte de la datele meteo-geografice ale zonei de amplasare şi de la caracteristicile sistemului solar-termic şi, pe baza modelelor sistematizate cu acest scop (v. subcap. 3.1), se stabilesc valorile optime pentru mărimile caracteristice structurii de orientare (cursa unghiulară diurnă maximă şi unghiul constant de elevaţie) şi a programului de orientare (numărul de subprograme sezoniere de orientare şi durata paşilor).

i. Pe baza rezultatelor stabilite în etapa precedentă, în algoritmul de sinteză, aferent sarcinii nule, se determină temperatura de stagnare a agentului termic, în condiţiile unei zile toride, folosind orientarea în contra-fază pe poziţiile extreme ale cursei diurne maxime; dacă temperatura de stagnare depăşeşte anumite limite admisibile, se folosesc 2 paravane laterale, pentru care se stabileşte geometria optimă; cu scopul creşterii rentabilităţii, pe feţele interioare ale parapertilor (adiacente colectorului) se montează oglinzi pentru concentrarea radiaţiei pe colector.

j. În cazul utilizării de paravane cu oglinzi, devine necesară corectarea valorilor optime rezultate din primul algoritm, în cazul în care aportul energetic al oglinzilor este semnificativ, în raport cu energia solară totală captată de colector.

k. Algoritmul de sinteză, aferent sarcinii parţiale, cuprinde două cazuri: a) cazul în care eficienţa de captare este ridicată (este mai mare decât cea colectorului considerat fix) şi b) cazul în care eficienţa de captare este redusă (este mai mică decât cea colectorului considerat fix); în primul caz, sinteza constă în stabilirea cursei unghiulare diurne corespunzătoare eficienţei de captare; în cazul secund, sinteza constă în determinarea intervalului de timp, din vecinătatea amiezei, în care colectorul funcţionează ca un sistem fix (în afara acestui interval, colectorul fiind orientat în contra-fază).

l. Prin simularea numerică a algoritmului în condiţiile sarcinii maxime, pentru sistemul monoaxial diurn de orientare amplasat în zona Braşov, s-au obţinut următoarele mărimi optime: 1) numărul de sezoane optim: un sezon; 2) durata optimă constantă a paşilor orientării CST: o oră; 3) cursa unghiului diurn optim: ∆β*=130°; 4) unghiul optim de elevaţie anual: γ*=39°=constant

m. Prin simularea numerică a algoritmului în condiţiile sarcinii nule, s-au obţinut următoarele mărimi optime: lăţimea oglinzii/lăţimea colectorului: x=0,47 ; unghiul de înclinare: θ=60°; în cazul aplicaţiei efectuate pentru zona Braşov, aportul mediu al oglinzilor fiind relativ redus, nu a fost necesară corectarea mărimilor precizate.

n. Din rezultatele testărilor la sarcina maximă decurge că, într-o zi însorită, prin orientare monoaxială diurnă, se obţine o creştere semnificativă pentru eficienţa de capatare a energiei solare şi implicit pentru eficienţa de conversie, faţă de orientarea fixă: raportând valorile energiilor cumulate la sfărşitul unei zile însorite, pentru cele 2 colectoare, au rezultat următoarele valori pentru zona Braşov: 91% pentru eficienţa medie zilnică de captare a colectorului orientat ; 77% pentru eficienţa medie zilnică de


55

captare a colectorului fix ; 62% pentru eficienţa medie zilnică de conversie a colectorului orientat şi 40% pentru colectorul fix.

o. Principalul aport energetic, obţinut la sarcina maximă într-o zi senină prin orientarea monoaxială, este adus în perioada dimineţii şi a după-amiezei, în vecinatatea amiezei, răspunsul energetic al celor 2 colectoare fiind practic acelaşi (la amiază, cele 2 colectoare au aceeaşi orientare).

p. În perioada de testare, la sarcină maximă, s-a constatat o bună concordanţa între eficienţa de captare estimată numeric (cca. 94%) şi cea determinată din datele experimentale (cca. 91%); această concordantă constituie o confirmare a modelelor de estimare folosite.

r. Testările, din intervalele de timp în care cerul este înnorat, arată că aportul orientării diurne a CST devine nesemnificativ, fată de orientarea fixă; ca urmare, în astfel de cazuri, se recomandă renunţarea la orientarea diurnă.

s. Din rezultatele testărilor efectuate reiese faptul că, dezvoltarea tematicii trebuie continuată cu monitorizarea şi prelucrarea datelor pe un interval de cel puţin un an pentru a se putea formula recomandări de optimizare certe.

6.2. Principalele contribuții aduse prin cercetarea efectuată se referă în principal la: 1. Sistematizarea modelelor din literatură (privind radiaţia solară disponibilă: directă,

difuză şi globală, radiaţia solară captată: fără şi cu oglinzi, eficienţa de captare a energiei solare, eficienţa de conversie termică şi temperatura de stagnare etc.), adaptarea acestor modele la necesităţile demersului abordat şi elaborarea listei de cerinţe pentru sinteza unui sistem de orientare monoaxială diurnă a unui CST plan.

2. Elaborarea algoritmului de sinteza al unui sistem pentru orientarea monoaxială diurnă, a unui CST plan, în premisa funcţionării la sarcina maximă; algoritmul porneşte de la datele meteo-geografice ale zonei de amplasare şi de la caracteristicile sistemului solar-termic şi, pe baza modelelor sistematizate, se stabilesc valorile optime pentru mărimile caracteristice sistemului de orientare: cursa unghiulară diurnă maximă, unghiul constant de elevaţie, numărul de sub-programe sezoniere de orientare şi durata paşilor.

3. Elaborarea algoritmului de sinteză al sistemului pentru orientarea monoaxială diurnă, a unui CST plan, în premisa sarcinii nule; algoritmul determină temperatura de stagnare maximă a agentului termic, în condiţiile orientării în contra-fază; dacă temperatura de stagnare depaşeşte anumite limite admisibile, se introduc paravane laterale, pentru care se stabileşte geometria optimă; pentru concentrarea radiaţiei pe colector, pe feţele interioare ale parapeţilor sunt prevăzute oglinzi.

4. Elaborarea algoritmului de sinteză, aferent sarcinii parţiale, care cuprinde două cazuri; în primul caz, în care eficienţa de captare este ridicată, sinteza constă în stabilirea cursei unghiulare diurne corespunzătoare eficienţei de captare; în cazul secund, în care eficienţa de captare este redusă, sinteza constă în determinarea intervalului de timp, din vecinătatea amiezei, în care colectorul funcţionează ca un sistem fix (în rest, colectorul fiind orientat în contra-fază).

5. Simularea numerică privind aplicarea algoritmului de sinteză în condiţiile sarcinii termice maxime, cu scopul stabilirii valorilor optime ale mărimilor caracteristice unui sistem CST cu orientare monoaxială diurnă amplasat în zona Braşov: numărul de sezoane optim; durata optimă constantă a paşilor orientării CST; cursa optimă a unghiului diurn maxim; unghiul anual optim de elevaţie


56

6. Simularea numerică privind aplicarea algoritmului de sinteză in condiţiile sarcinii termice nule, cu scopul determinării configuraţiei geometrice a paravanelor de umbrire în vederea evitării temperaturilor critice ale agentului termic în zilele toride.

7. Simularea numerică privind aportul energetic solar al oglinzilor, în vederea corectării valorilor optime obţinute prin aplicarea algoritmului aferent sarcinii maxime (γ*, ∆β*, durata paşilor, numărul de sezoane).

8. Simulări numerice cu exemplificări privind funcţionarea la sarcină termică parţială, caracterizată prin eficienţă de captare ridicată şi la sarcină termică parţială cu eficienţă de captare redusă

9. Definitivarea soluţiei conceptuale cantitative a sistemului de orientare, realizarea proiectului constructiv, manufacturarea, asamblarea, implementarea şi testarea demostratorului CST cu orientare monoaxială, comparativ cu un demontrator de referintă fix.

10. Sistematizarea şi prelucrarea datelor experimentale monitorizate; compararea rezultatelor aferente demonstratorului cu orientare monoaxială atât cu rezultatele demostratorului fix, cât şi cu cele teoretice, obţinute prin simulări numerice.

6.3. Diseminarea rezultatelor: Cercetările ştiinţifice teoretice şi experimentale realizate pentru elaborarea acestei lucrări au fost valorificate prin: • Publicarea a 11 articole ştiinţifice în volume de specialitate (1 ISI, 2 în BDI, 2 indexate

B si B+, 1 ca unic autor), dintre care: o Dombi V-E., Vatasescu M.M. (2011) Motion law of a pseudo-equatorial solar thermal collector

for special working requirements, “Gheorghe Asachi” Technical University of Iasi, Romania, Environmental Engineering and Management Journal August 2011, Vol.10, No.8, 1169-1177, http://omicron.ch.tuiasi.ro/EEMJ/

• Participarea la conferinţe naţionale, internaţionale şi mondiale, dintre care: o CLIMA2010 - REHVA world congress, Sustainable Energy Use, Antalya, Turcia, 9-12 mai 2010 o KOD 2010 - The 6th International Symposium about forming and design in mechanical

engineering "Shape, Mechanical and Industrial Design of Products in Mechanical Engineering 2010"; Palic, Serbia, 29 - 30 September 2010

o ICREPQ´11 - “International Conference on Renewable Energies and Power Quality” Las Palmas de Gran Canaria, Spania, 12 mai 2011

• Participarea la un concurs naţional cu tema: o „Renovarea verde a unei clădiri” (http://www.rogbc.org/)

• Participarea la o şcoală de vară: o Surse de energii regenerabile la scală mică şi economia de energie Natural Resources &

Environment Department of the Technological Institute of Crete în Chania şi Heraklion;

• S-a elaborat şi propus la OSIM o cerere de brevet cu titlul: o „Colector solar termic orientat”

6.4. Direcţii ulterioare de cercetare a) Rezultatele cercetării efectuate evidenţiază oportunitatea continuării monitorizării şi

prelucrării datelor experimentale, pe un interval mai lung în diverse situaţii de funcţionare, pentru a putea formula recomandări de optimizare certe, vizând dezvoltarea şi transferul tehnologic al unei soluţii constructive viabile.

b) În paralel cu monitorizarea şi prelucrarea datelor experimentale, pentru sistemul CST plan cu orientare monoaxială diurnă înclinată, este necesară dezvoltarea unei analize comparative a sistemului considerat cu un sistem similar, dar cu orientare monoaxială diurnă orizontală.

Bibliografie

57

Bibliografie selectivă

Lucr ări ştiintifice şi monografii [1] ASHRAE - American Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning Engineers, Inc. (2009)

ASHRAE Handbook Fundamentals, (CD-ROM) [3] Bălan M. (2007) Energii regenerabile, Universitatea Tehnica din Cluj Napoca, editura UT PRES, ISBN:

978-973-662-350-9 [5] Boian I., Şerban A., Moldovan M., Chiriac F., Heat Pump Laboratory, World Scientific and Engineering

Academy and Society, Proceedings of the 2nd International Conference on Environmental and Geological Science and Engineering, (EG'09), included in ISI/SCI Web of Science and Web of Knowledge, Transilvania University of Brasov, Romania, September 24-26, 2009

[7] Burduhos B.G., Toma C., Neagoe M., Moldovan M.D.: Pseudo-Equatorial Tracking Optimization for Small Photovoltaic Platforms from Toronto/Canada, The 3rd Conference on Sustainable Energy, Brasov, Romania, 10-12 November 2011, published in Environmental Engineering and Management Journal, August 2011, Volume 10, Issue 8, ISSN 1582-9596, pg. 1059-1068.

[8] Burduhos B., Vişa I., Diaconescu D., Ciobanu D.: Influence of the Latitude on the Orientation Efficiency of a Pseudo-Equatorial Solar Tracking System, 21st DAAAM International World Symposium, University of Zadar, Zadar, Croaţia, 20-23 October 2010, ISBN 978-3-901509-73-5, ISSN 1726-9679, pg. 1079-1080.

[10] Butuc B., Moldovean Gh. (2008) Gears Based Azimuthally Tracking Systems For Photovoltaic Platforms, Buletinul Universităţii Transilvania din Braşov, volumul 1(50) -2008, seria I – Engineering sciences – Industrial Engineering, Editura Universitatii Transilvania din Brasov, ISSN 2065-2119 (Print), ISSN 2065-2127 (CD-ROM), pag.87-92,

[15] Coste L. (2009) Modelling the Climatological Parameters used for Linke’s Turbidity Factor Calculus, Sesiunea de Comunicări Ştiinţifice IMT - Inginerie Managerială şi Tehnologică, Oradea, România, publicat în Annals of the Oradea University, Fascicle of Management and Technological Engineering

[16] Coste L., Eftimie E. (2008) Solar and Wind Power Determination for Braşov City Area, Bulletin of the Transilvania University of Braşov, România

[17] Coste L., Eftimie E. (2009) Computer Program for the Climatological Parameters Calculus and Radiation Simulation, Bulletin of the Transilvania University of Braşov, România

[18] Coste L., Eftimie E. (2010) Linke Turbidity Modelling for Braşov Urban Area, International Conference on Renewable Energies and Power Quality (ICREPQ’10), Granada (Spain), 23th to 25th March, 2010, European Association for the Development of Renewable Energies, Environment and Power Quality (EA4EPQ)

[19] Coste L., Şerban C., (2010), Study of the PV panels tracking efficiency for Braşov urban area, Annals of the Oradea University, Section Management and Technological Engineering, 9, 450-455

[20] Creangă N., Hermenean I., Diaconescu D., 4-bar geared linkage used for photovoltaic azimuth orientation, “Gheorghe Asachi” Technical University of Iasi, Romania, Environmental Engineering and Management Journal, August 2011, Vol.10, No. 8, 1139-1148,

[11] Ciobanu D., Jaliu C., Vişa I., Burduhos B.: Tracking system type cam-linkage mechanisms, 21st DAAAM International World Symposium, University of Zadar, Zadar, Croaţia, 20-23 October 2010, ISBN 978-3-901509-73-5, ISSN 1726-9679, pg. 737-738.

[21] Diaconescu D., Vişa I., Burduhos B., Saulescu R.: PV Orientation Data needed in the Design of the Pseudo-Equatorial Tracker’s Control Program, OPTIM 2008 - 11th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment, Brasov, Romania, 22 - 23 Mai, 2008, ISBN: 978-973-131-030-5, pg. 449-454.

[22] Diaconescu D., Vişa I., Hermenean I., Vătăsescu M., (2009), Clouds influence o the solar radiation for a mountain location, Environmental Engineering and Management Journal, July/August 2009, Vol.8, No.4, 849-853.

[23] Diaconescu D., VIŞA I., Burduhos B., Dinicu V. (2007) The Incidence Angles of the Trackers Used for the PV Panels’ Orientation. Part I: Equatorial Trackers, ICEEMS - International Conference on Economic Engineering and Manufacturing Systems, publicat în Jurnalul RECENT, Vol. 8, nr. 3a(21a), Braşov, România, 25 - 26 Octombrie 2007, ISSN 1582– 0246, pg. 281-286

[24] Diaconescu D., VIŞA I., Burduhos B. (2007) On the Received Direct Solar Radiance of the PV Panel Orientated by Pseudoequatorial Tracker, COMEC - The 2nd International Conference ″Computational

Bibliografie

58

Mechanics and Virtual Engineering″, Brasov, Romania, 11 - 13 octombrie 2007, ISBN 978-973-598-117-4, ISSN 1844 – 9336, pg. 43-48

[25] Diaconescu D., VIŞA I., Burduhos B., Săulescu R., (2008), On the Dependence between the Step Orientation and the Received Beam Solar Radiation of a PV Panel. Part II: The Step Pseudo-Equatorial Orientation 316, ICREPQ’08 - International Conference on Renewable Energies and Power Quality, Santander, Spain, CD Proceedings, 79-80

[26] Diaconescu D.V., Vătăsescu M.M. (2008) Two new pairs of local solar angles and their corresponding tracking systems. In: Bulletin of the Transilvania University of Brasov, Series I, Vol. 1 (50) 113-120.

[27] Dombi V-E., Vătăşescu M.M., Motion law of a pseudo-equatorial solar thermal collector for special working requirements, “Gheorghe Asachi” Technical University of Iasi, Romania, Environmental Engineering and Management Journal, August 2011, Vol.10, No.8, 1169-1177

[28] Dombi V-E. (2010) Cantitatea de energie obţinută prin intermediul instalaţiilor de captare a energiei solare în raport cu necesarul de energie termică, A 19- a Conferinţa cu participare internaţionala „Instalaţii pentru construcţii si confortul ambiental”, 15 - 16 aprilie 2010, Timişoara, Editura Politehnica, ISSN 1842-9491, pag. 128-134

[29] Dombi V-E., Moldovan M.D., Burduhos B.G. (2010) Step orientation system for a solar thermal platform, KOD 2010 The 6th International Symposium about forming and design in mechanical engineering "Shape, Mechanical and Industrial Design of Products in Mechanical Engineering 2010" la: The 6th International Symposium, 29 - 30 September 2010, Palic, Serbia, Editura Graphic Center-GRID, Novi Sad, ISBN 978-86-7892-278-7, pag. 265-268

[31] Dombi V-E., Visa I., Diaconescu D.V., Vatasescu M.M., Tatu N.I. (2011) Energy response of a mono-axis tracked solar thermal collector with vacuum tubes (478), “International Conference on Renewable Energies and Power Quality (ICREPQ´11)” Las Palmas de Gran Canaria, Spania, 12 mai 2011, Editat: European Association for the Development of Renewable Energies, Environment and Power Quality (EA4EPQ), CD-ISBN 978-84-614-7527-8, electronic “Renewable Energy & Power Quality Journal” (RE&PQJ-8) ISSN: 2172-038X,

[33] Duffie J.A., Beckman W.A., (2006), Solar Engineering of Thermal Processes Second Edition, New York, Willey - Interscience Publication, ISBN 978-0471698678;

[38] Goswami D.J., Kreith K., Kreider J.F., (1999), Principles of Solar Engineering, Philadelphia, PA, George H. Buchanan Co., 1999

[39] Hellstrom B. ș.a., (2003), The impact of optical and thermal properties on the performance of flat plate collectors, Renewable Energy Journal, Vol.28, Issue.3

[43] Hermenean I.S., Optimizarea eficienţei sistemelor fotovoltaice prin orientare biaxială şi concentrare a radiaţiei folosind oglinzi plane (Efficiency Optimization of Photovoltaic Systems through Bi-axial Orientation and Solar Radiation Concentration using Plane Mirrors), teză doctorat, Braşov

[46] Iordache F., (2002), Comportamentul Dinamic al Echipamentelor si Sistemelor Termice, editura Matrix, ISBN 973-685-408-6

[50] Lateş, M.T., Lateş R.S. Analysis with the Finite Elements Method of Solar Collectors Tracking Systems. Proceedings of The 4th IASME/WSEAS International Conference on Energy, Environment, Ecosystems and Sustainable Development (EEESD'08), University of Algarve, Faro, Portugalia, 11–13 June 2008. pp. 42-46. ISBN 978-960-6766-71-8.

[56] Meliss M., (1997), Renewable Energy Sources - Internship (in German „Regenerative Energiequellen – Praktikum“), Spinger Verlag Berlin, Germany.

[61] Roth P., ș.a, (2004), Design and construction of a system for sun-tracking, Renewable Energy, Volume 29, Issue 3, March 2004, pg. 393-402

[63] Sorensen B., (2004), Renewable Energy, its physics, engineering, use, environmental impacts, economy and planning aspects, Elsevier, USA

[64] Stine B.W., Harrigan R.W., (1985), Solar Energy Fundamentals and Design, John Wiley & Sons, West Sussex, USA, ISBN 978-0471887188;

[66] Tatu N.I. and Alexandru C. (2010) Tracking mechanism for a group of photovoltaic modules, in 25th European Photovoltaic Solar Energy Conference and Exhibition / 5th World Conference on Photovoltaic Energy Conversion, Valencia, Spain

[69] Vătăşescu M. M., Diaconescu D., The clean energy response of PV systems with azimuth and pseudo-equatorial tracking, Environmental Engineering and Management Journal, Vol.10 (2011), No. 9, p. 1395-1406, ISSN: 1582 / 9596

Bibliografie

59

[70] Vătăşescu M. M., Diaconescu D., Duţă A., Burduhos B.G., Atmospheric pollution evaluation in Brasov Romania based on turbidity factor analysis, 2010, Environmental Engineering and Management Journal, Februarie 2011, Vol.10, No. 2, ISSN 1582-9596, pg. 251- 256

[73] Vişa I., Diaconescu D., Dinicu V., Burduhos B., (2007), On the sun-earth angles used in the solar trackers’ design. part 1: modelling, in Annals of the Oradea University, Section of Management and Technological Engineering, CD-ROM Edition, Vol. VI (XVI), Oradea, Romania

[75] Vişa I., Diaconescu D., Dinicu V., Burduhos B. (2007) On the Minimization of the Solar Tracker Incidence Angle, Bulletin of the Transilvania University of Braşov, România, Vol.14(49)

[76] Vişa I., Diaconescu D., Dinicu V., Burduhos B. (2007) On the Incidence Angle Optimization of the Dual-Axis Solar Trackers, 11th International Research/Expert Conference TMT - Trends in the Development of Machinery and Associated Technology, Hamammet, Tunisia, 05-09 septembrie 2007, ISBN 995861734-X, pg. 1111-1114

[74] Vişa I., Diaconescu D., Dinicu V., Burduhos B., (2007), The incidence angles of the trackers used for the PV panels’ orientation. Part II: Azimuthal Trackers, ICEEMS International Conference on Economic Engineering and Manufacturing Systems, published in Jurnalul RECENT, Vol. 8, nr. 3a(21a), Braşov, Romania disponibil

[78] Vişa I., Diaconescu D., Popa V., Burduhos B.: Quantitative Estimation of the Solar Radiation Loss in the Braşov Area, The International Conference on Materials Science and Engineering BRAMAT 2009, Brasov, Romania, 26-28 Februarie 2009, published in Environmental Engineering and Management Journal, July/August 2009, Volume 8, Issue 4, ISSN 1582-9596, pg. 843-847.

[79] Vişa I., Diaconescu D., Popa V., Burduhos B.: Synthesis of Tracking Linkages with Increased Angular Stroke, The 10th IFToMM International Symposium on Science of Mechanisms and Machines SYROM’2009, Braşov, Romania, 12-15 Octombrie 2009, Proceedings of SYROM 2009, (I. Visa et al. (ed.) Springer Science& Business Media 2010), ISBN: 978-90-481-3521-9, e-ISBN: 978-90-481-3522-6, pg. 193-206, DOI 10.1007/978-90-481-3522-6_15.

[77] Vişa I., Diaconescu D., Popa V., Burduhos B., Saulescu R.: The Synthesis of a Linkage With Linear Actuator for Solar Tracking with Large Angular Stroke, EUCOMES 2008 - 2nd European Conference on Mechanism Science, Cassino, Italy, 17 - 20 Septembrie 2008, Proceedings of EUCOMES 08 (M. Ceccarelli (ed.), C_ Springer Science+Business Media B.V. 2009), ISBN: 978-1-4020-8914-5, e-ISBN: 978-1-4020-8915-2, pg. 457-464, DOI: 10.1007/978-1-4020-8915-2_54.

[80] Vişa I., Diaconescu D.V., Săulescu R., Vătăşescu M. M., Burduhos B.: A New Linkage with Linear Actuator for Tracking PV Systems With Large Angular Stroke, Proceedings of The First IFToMM Asian Conference on Mechanism and Machine Science October 21 - 25, 2010, Taipei, Taiwan, published in Chinese Journal of Mechanical Engineering, September 2011, Vol. 24, No. 5, ISSN 1000-9345, pg. 744-751, DOI: 10.3901/CJME.2011.05.744.

[81] Vişa I., Duţă A. (2008) Sustainable Energy, Transilvania University of Braşov Publishing House, ISBN 978-973-598-454-0, pagini 324

[82] ŽANIS JESKO, (2008), Classification Of Solar Collectors, Latvia University of Agriculture, Faculty of Engineering, Engineering For Rural Development, Jelgava, 29-30 aprilie 2008

Brevete de invenții [83] Delaby S., 2011: Adjustable Solar Collector, Brevet WO/2011/001118, data publicării: 06.01.2011 [88] López F., Adolfo L., 2010: Vacuum-Tube Solar Collector with Overheating Protection by Means of a

Rotating Reflector, Brevet WO/2010/076352 A1, data publicării: 08.07.2010

Prospecte şi documentaţii tehnice [92] Buderus (2006) Design documentation, On line: http://www.centrale-termice.ro/Buderus/Logasol-

Solartechnik-PU-4-2006.pdf. [93] CosmoSol, Technische Informationen Solarpakete, http://www.hassmann-solarpakete.de [94] Global Solar Thermal Energy Council (2011) Solar Heat Worldwide,

http://www.solarthermalworld.org/ [95] Renewable Energy Policy Network for the 21st Century, http://www.ren21.net [98] Viessmann (2003) Design guidelines, On line: http://www.viessmann.com/com/en [101] http://www.dedietrich.com/ [102] http://www.elero-linear.com [111]http://www.pmengineer.com/Articles/Feature_Article/2010/12/01/Heat-Dump-Options-For-Solar-

Thermal-Systems

Rezumat / Abstract

60

REZUMAT

Pe baza limitelor stadiului actual, s-a formulat obiectivul principal al tezei: creşterea eficienţei de captare a energiei solare, în cazul funcţionării la sarcină maximă, şi adaptarea acesteia la variaţiile sarcinii termice ale CST, în cazul sarcinilor parţiale şi nule, printr-o orientare pseudo-ecuatorială monoaxială, de tip secvenţial, adecvată condiţiilor meteo-geografice ale locaţiei de implementare. Pentru îndeplinirea acestui obiectiv, s-a adoptat o solutie de protecţie termică (în cazul sarcinii termice nule sau partial joasă) şi anume utilizarea orientării diurne în contra-fază (combinată, când este cazul, cu paravane laterale de umbrire), adică prin orientarea colectorului dimineaţa spre vest şi după-amiaza, spre est. Soluţia creşterii eficienţei de captare a energiei solare s-a realizat printr-o orientare diurnă adecvată (sin-fazată) precum şi prin montarea unor oglinzi de concentrare joasă, în cazul sarcinii termice maxime şi a sarcinilor parţiale ridicate. Stabilirea soluţiei optime de orientare controlată a CST a cuprins îndeplinirea următoarelor etape: 1) analiza soluţiilor existente pe piată şi identificarea limitelor acestora; 2) sistematizarea şi extinderea modelelor de calcul necesare în rezolvarea tematicii abordate; 3) formularea listei de cerinţe; 4) elaborarea algoritmilor pentru sinteza conceptuală a sistemului de orientare în condiţiile sarcinii termice maxime, parţiale şi nule; 5) aplicarea algoritmilor propuşi şi stabilirea, prin simulare numerică, a soluţiei conceptuale pentru un sistem mecatronic de orientare monoaxială, în condiţiile meteo-geografice ale zonei Braşov; 6) proiectarea constructivă, realizarea, implementarea şi testarea demonstratorului propus; 7) înregistrarea şi prelucrarea datelor monitorizate, însotite de analiza comparativă a rezultatelor teoretice şi experimentale; 8) concluzii finale şi diseminarea rezultatelor. Din analiza rezultatelor obţinute în cadrul tezei, se desprinde urmatoarea idee: este oportună continuarea monitorizării şi prelucrării datelor experimentale pe un interval de timp mai lung, care să surprindă toate situaţiile de funcţionare menţionate în lucrare (referitoare la sarcina termică). De asemenea, este necesară dezvoltarea unei analize comparative a sistemului considerat (CST plan cu orientare monoaxială diurnă înclinată) cu un sistem similar, dar cu orientare monoaxială diurnă orizontală.

ABSTRACT Based on the state of the art’s limits, the main objective of the thesis has been set: increasing the tracking efficiency of a solar thermal collector, when operating at full load, and its adaptation to the thermal load variations, in case of partial and zero loads, through single axis pseudo-equatorial tracking; the tracking is modelled according to the meteo-geographical conditions of the implementing site. To achieve this objective, a thermal protection has been considered (in case of zero or low partial thermal loads), by using diurnal counter-phase tracking (combined, when appropriate, with shadow side shields), meaning to track the collector towards west until noon, and towards east after midday. The tracking efficiency solution has been achieved through adequate diurnal tracking (sin-phase) and also trough mounting low concentrating mirrors, in the case of maximum and high partial thermal loads. Setting the optimal solution of STC controlled tracking included the following steps: 1) analyzing the existing solutions on the market and identifying their limits; 2) systematizing and extending the computational models for solving the approached topics; 3) formulating the requirements list; 4) developing algorithms for the conceptual synthesis of the tracking system, for maximum, partial and zero thermal load; 5) applying the proposed algorithms, through numerical simulation, of the conceptual solution for a mechatronic single axis tracking system, for the meteo-geographical conditions of Braşov area; 6) designing, implementing and testing the proposed prototype; 7) recording and processing the monitored data, along with the comparative analysis of the theoretical and experimental results; 8) final conclusions and dissemination of results. From the results analysis, the following points emerge: it is highly necessary to continue the monitoring and processing of the experimental data for an extended time interval, to capture all the operating situations mentioned in the paper (i.e. thermal load); also is necessary to develop a comparative analysis of the considered system (plate STC with tilt single axis diurnal tracking) with a similar system, but with horizontally single axis diurnal tracking.

Curriculum Vitae

61

CURRICULUM VITAE Informa ții personale

Nume și prenume

DOMBI Veronica-Elvira

Data și locul nașterii

19 Decembrie 1983, Sighișoara, România

Cetățenie română

Stare civilă necăsătorită Date de contact

Adresă Str. Trandafirilor, nr. 17, ap. 17, Sighișoara, România

Telefon 0040 747402663 E-mail [email protected]

Studii Oct. 2008 – prezent

Universitatea Transilvania din Brașov, Facultatea de Design de Produs şi Mediu, doctorand în domeniul: Inginerie Mecanică

Oct. 2007 – Feb. 2009

Universitatea Transilvania din Brașov, Facultatea de Construcții, diploma de Master în specializarea: Modernizarea Energetică a Clădirilor

Oct. 2002 – Iun. 2007

Universitatea Transilvania din Brașov, Facultatea de Construcții, titlu: Inginer Diplomat în domeniul: Instalaţii pentru Construcţii

Domenii de competenţă Instalaţii pentru construcţii; Energii Regenerabile; Dezvoltare durabilă;

Designul conceptual al sistemelor mecanice Brevete de invenţii :

Propunere Colector solar termic orientat Competențe

IT AutoCAD, SolidWorks, Microsoft Office, Adobe Photoshop, MathLab, Allplan Arhitectură/Instalații

Limbi străine Maghiară, Engleză, Franceză, Greacă

Permis auto categ. B Experiență profesională

2007 – 2009 Ing.ofertare la SC Promoterm Brașov SRL (Brașov): 2 ani Practică: Dimensionări de pompe (Brașov): 1 lună

2006 Asistent proiectant rețele interioare de gaz (Brașov): 3 luni Stagiu la M.Ferraz S.A. din cadrul societății Citeos al grupului VINCI

(Paris): 3 luni

2004 Practică la S.C. “DistriGaz Nord” (Tg. Mureș): 1 lună

2003 Practică: Topografie (Brașov): 2 săptămâni Activit ăți

2009 Școala de vară: RESchool 2009 Erasmus Certificate RES 2009, Erasmus Intensive Program on Small Scale Renewable Energy Sources and Energy Saving, Natural Resources & Environment Department of the Technological Institute of Crete (în Chania şi Heraklion).

Premiul 7 la Concursul National “Green renovation of a Romanian apartment or single-family home” organizat de Romania Green Building Council (RoGBC)

2007 Premiul 2 la Concursul Național din Timișoara acordat de Asociația Inginerilor de Instalații din România.

2005 – 2006 Bursa Socrates-Erasmus în Paris la „Ecole Speciale des Travaux Publics du Batiment et de l’Industrie”.

Curriculum Vitae

62

2005 Premiul 1 la Sesiunea de Comunicări Științifice organizată de Facultatea de Construcții din Brașov.

2004 Premiul 2 la Sesiunea de Comunicări Științifice organizată de Facultatea de Construcții din Brașov.

2004 – 2007 Membru ASUT (Asociaţia Studenţilor din Universitatea Transilvania Braşov)

2003 – 2007 Diverse ședinte, conferințe și activități în calitate de Student Senator al Facultății de Construcții din Brașov.

Experienţa acumulată (inclusiv experienţă managerială) în alte programe/proiecte naţionale/internaţionale:

2008 – prezent

Proiect ID 6600; (Membru în echipa de cercetare) Studii doctorale pentru dezvoltare durabilă (SD-DD); POSDRU/6/1.5/S/6; director prof. dr. ing. Ion Vişa

Membru al asociaţiilor profesionale: AIIR (Asociația Inginerilor de Instalații din România)

AROTMM (Asociaţia Română pentru Teoria Maşinilor şi Mecanismelor) Lucr ări elaborate şi / sau publicate:

• DOMBI V-E., BOIAN I., TUNS I., VISA I. (2008) Casa cu consum redus de energie, Lucrările Sesiunii Ştiinţifice “Construcţii-Instalaţii CIB 2008”, volumul 2, 21-22 noiembrie 2008, Editura Universității Transilvania din Brașov, ISSN 1843-6617, pag.41-48

• DOMBI V-E., BOIAN I., VISA I. (2008) Building “Green” Buletinul Universităţii Transilvania din Braşov, volumul 1(50) -2008, seria I – Engineering sciences – Civil Engineering, Editura Universitatii Transilvania din Brasov, ISSN 2065-2119 (Print), ISSN 2065-2127 (CD-ROM), pag.427-434.

• DOMBI V-E., BOIAN I. (2009) Cool Roof, Instalatii pentru constructii si confortul ambiental, Conferinta cu participare internationala, editia a 18-a 2-3.04.2009, Timisoara, Editura Politehnica, ISSN 1842-9491, pag. 108-124

• DOMBI V-E., BOIAN I. (2009) Cool Roof, Instalatii pentru inceputul mileniului trei, Creşterea performantei energetice a clădirilor si a instalaţiilor aferente, A 44-a Conferinţa naţională de instalaţii 14-16 octombrie.2009, Sinaia. Editura Matrix Rom, ISBN 978-973-755-527-4

• DOMBI V-E. (2010) Cantitatea de energie obţinută prin intermediul instalaţiilor de captare a energiei solare în raport cu necesarul de energie termică, A 19- a Conferinţa cu participare internaţionala „Instalaţii pentru construcţii si confortul ambiental”, 15 - 16 aprilie 2010, Timişoara, Editura Politehnica, ISSN 1842-9491, pag. 128-134

• DOMBI V-E., MOLDOVAN M.D., BOIAN I. and VISA I. (2010) Thermal comfort in an office room, Proceedings DVD of REHVA world congress CLIMA2010, Sustainable Energy Use, Antalya, Turcia, 9-12 mai 2010, CD-ISBN 978-975-6907-14-6

• DOMBI V-E., MOLDOVAN M.D., BURDUHOS B.G. (2010) Step orientation system for a solar thermal platform, KOD 2010 The 6th International Symposium about forming and design in mechanical engineering "Shape, Mechanical and Industrial Design of Products in Mechanical Engineering 2010" la: The 6th International Symposium, 29 - 30 September 2010, Palic, Serbia, Editura Graphic Center-GRID, Novi Sad, ISBN 978-86-7892-278-7, pag. 265-268

• DOMBI V-E., VISA I., DUTA A. (2010) Tracking efficiency optimization for a solar thermal platform, Buletinul Universitatii Transilvania din Brasov • Vol. 3 (52) – 2010, Seria I: Engineering Sciences, Editura Universitatii Transilvania din Brasov, ISSN 2065-2119 (Print), ISSN 2065-2127 (CD-ROM),

• DOMBI V-E., VISA I., DIACONESCU D.V., VATASESCU M.M. and TATU N.I. (2011) Energy response of a mono-axis tracked solar thermal collector with vacuum tubes (478), “International Conference on Renewable Energies and Power Quality (ICREPQ´11)” Las Palmas de Gran Canaria, Spania, 12 mai 2011, Editat: European Association for the Development of Renewable Energies, Environment and Power Quality (EA4EPQ), CD-ISBN 978-84-614-7527-8, electronic “Renewable Energy & Power Quality Journal” (RE&PQJ-8) ISSN: 2172-038X,

• Nicoleta Irina TATU, Catalin ALEXANDRU, Veronica-Elvia DOMBI, A step-by-step tracking program for a string of photovoltaic modules (695), “International Conference on Renewable Energies and Power Quality (ICREPQ´11)”, Las Palmas de Gran Canaria, Spania, 12 mai 2011, Editat: European Association for the Development of Renewable Energies, Environment and Power Quality (EA4EPQ), CD-ISBN 978-84-614-7527-8, electronic “Renewable Energy & Power Quality Journal” (RE&PQJ-8) ISSN: 2172-038X,

• Dombi V-E., Vatasescu M.M. (2011) Motion law of a pseudo-equatorial solar thermal collector for special working requirements, “Gheorghe Asachi” Technical University of Iasi, Romania, Environmental Engineering and Management Journal August 2011, Vol.10, No.8, 1169-1177

Curriculum Vitae

63

CURRICULUM VITAE Personal Information

First name and last name

Veronica-Elvira DOMBI

Date and place of birth

19th of December 1983, Sighișoara, Romania

Nationality Romanian

Civil status Not married Contact Information

Address Str. Trandafirilor, nr. 17, ap. 17, Sighișoara, Romania Telephone 0040 747402663

E-mail [email protected] Education

Oct. 2008 – present

Transilvania University of Brașov, Faculty of Product Design and Environment, PhD student in Mechanical Engineering

Oct. 2007 – Feb. 2009

Transilvania University of Brașov, Faculty of Civil Engineering, master degree in Energy Upgrading for the Built Environment

Oct. 2002 – Jun. 2007

Transilvania University of Brașov, Faculty of Civil Engineering, engineer diploma in Buldings Services

Areas of skills Buldings services; Renewable energy; Sustainable development;

Conceptual design of mechanical systems Patents:

Patent request Tracked Solar Thermal Collector Skills

IT AutoCAD, SolidWorks, Microsoft Office, Adobe Photoshop, MathLab, Allplan

Foreign languages

Hungarian, English, French, Greek

driving license cat. B Proffessional experience

2007 – 2009 Tendering engineering at SC Promoterm SRL (Brașov): 2 years Practice: Pump sizing (Brașov): 1 month

2006 Assistent designer for inner gas networks (Brașov): 3 months Internship at M.Ferraz S.A. in Citeos company of VINCI group (Paris):

3 months 2004 Practice at S.C. “DistriGaz Nord” (Tg. Mureș): 1 month

2003 Practice: Topography (Brașov): 2 weeks Activities

2009 Summer school: RESchool 2009 Erasmus Certificate RES 2009, Erasmus Intensive Program on Small Scale Renewable Energy Sources and Energy Saving, Natural Resources & Environment Department of the Technological Institute of Crete (în Chania şi Heraklion)

7th Prize at National Competition “Green renovation of a Romanian apartment or single-family home” organized by Romania Green Building Council (RoGBC)

2007 2nd Prize at National Competition from Timișoara awarded by AIIR. 2005 – 2006 Socrates-Erasmus scholarship at „Ecole Speciale des Travaux Publics du

Curriculum Vitae

64

Batiment et de l’Industrie” from Paris 2005 1st Prize at Scientific Communications Session organized by Faculty of

Civil Engineering from Brașov

2004 2nd Prize at Scientific Communications Session organized by Faculty of Civil Engineering from Brașov

2004 – 2007 ASUT Member (Students Association of Transylvania University of Braşov)

2003 – 2007 Various meetings, conferences and activities as a senator student of the Faculty of Civil Engineering from Brașov.

Aquired experience in other national or international programms or projects: 2008 – present (Research team member)

Project ID 6600; PhD studies for sustainable development (SD-DD); POSDRU/6/1.5/S/6; director prof. dr. ing. Ion Vişa

Member of professional associations: AIIR (Building Services Association from Romania)

AROTMM (Romanian Association for the Theory of Machines and Mechanisms)

dombi veronica elvira

Documents