高溫復合相變材料儲熱電暖器的儲熱性能

李 傳，司艷陽，冷光輝，許 永，丁玉峰，翁立奎，丁玉龍

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高溫復合相變材料儲熱電暖器的儲熱性能

李 傳1，司艷陽2，冷光輝1，許 永2，丁玉峰2，翁立奎2，丁玉龍1

（1英國伯明翰大學儲能中心，英國伯明翰 B15 2TT；2南京金合能源材料有限公司，江蘇南京 210008）

本文研究了基于高溫復合相變材料的相變儲熱電暖器，對其儲熱性能、內部流場和溫度分布及溫度調控機制進行了實驗和模擬研究，并與鎂磚顯熱電暖器的儲熱性能進行對比。結果表明這類相變儲熱電暖器的儲熱平均溫度高、平均溫差小、出風口溫度高，整體性能要優(yōu)于鎂磚顯熱電暖器。相同體積下兩種電暖器儲熱量相當，但相變儲熱電暖器的重量可減輕1.6倍；在相同儲熱時間和儲熱溫度下，同等重量的相變儲熱電暖器較鎂磚電暖器可多儲熱68%。結果也展示了這類儲熱電暖器溫度控制測點選擇的重要性，當選取距離加熱單元10 mm處的測點作為溫度調控點時，電暖器內的平均溫度和儲熱磚體的最高溫度均能滿足安全要求，而且加熱單元電源在谷電8 h儲熱過程中只需啟停兩次。

高溫相變；復合相變材料；電暖器；儲熱性能

冬季供熱供暖是提高生活質量和辦公效率的重 要方法之一，其主要包括有汽熱、水熱和電熱等多種供暖方式。電熱供暖將電轉換為熱后可直接用于采暖，具有安全環(huán)保、調節(jié)靈活和使用方便等特點。相比傳統(tǒng)的采暖系統(tǒng)，電熱供暖省去了熱力管道和散熱器，可以避免因中間換熱介質而造成的熱損失，熱轉換效率可以達到100%。

目前市場上的電暖器種類有很多，包括電熱油汀、熱管式電暖、對流式電暖、鹵素管電暖以及遠紅外電暖等。儲熱電暖器是一種新型的電熱供暖設備，其通過利用夜間電負荷谷期儲存熱能，用于白天供暖，可以實現(xiàn)電網(wǎng)削峰填谷，提高發(fā)電裝置的效率和利用率，并且其能充分利用夜間谷電供暖來節(jié)省用戶的采暖費用。目前儲熱式電暖器根據(jù)儲熱介質的不同可分為顯熱儲熱式和相變儲熱式。顯熱儲熱式電暖器的儲熱介質一般是比熱容量較大的固體材料和熱水等，其儲存和釋放的熱量是由于溫度差引起的。在谷電儲熱階段，儲熱介質被加熱從而溫度升高，熱量被存儲；放熱階段，儲熱介質與傳熱介質經熱輻射或對流熱交換釋放出熱量。顯熱式儲熱電暖器因技術相對容易實現(xiàn)，國內外對其研究開展的較早且技術比較成熟[1-3]。但是，由于其在使用過程中存在儲熱介質熱容量小、體積和重量大、功耗大及價格偏高等問題，導致市場占有率較低。因此，如何節(jié)約成本、提高儲熱容量、減少體積和重量及提高其儲放熱過程中的調控，使儲熱式電暖器多功能化仍是一項亟帶解決的關鍵問題。

相變儲熱式電暖器是利用相變材料的相變潛熱來實現(xiàn)熱量的存儲和釋放，與顯熱儲熱式電暖器相比，其有著儲熱密度高和采暖熱舒適性好等諸多優(yōu)點[3]，因此受到國內外學術界和工業(yè)界的廣泛關注。張寅平等[4-5]提出過一種民用相變儲熱式電暖器。該電暖器采用的是熔點為78 ℃的相變材料，其相變潛熱為265 kJ/kg，密度為2000 kg/m3。BROUSSEAU等[6]就平衡用電負荷提出過一種多層相變電暖器，并建立數(shù)學模型對其儲放熱性能進行了模擬研究。研究發(fā)現(xiàn)由于相變材料的熱導率較低，其在放熱過程中會存在放熱不完全的問題。同時因相變材料在儲熱過程中自然對流的影響，會導致電暖器頂部溫度過高，在底部相變材料還沒完全熔化時就得斷開電源，影響電暖器的使用性能和壽命。此后，LACROIX等[7]對多層電暖器進行了改進，通過研究單層相變電儲熱單元，改善了相變電暖器在熔化和凝固過程中的傳熱性能。LAOUAD等[8]對帶有相變材料的垂直電暖器的儲放熱性能進行了模擬研究，其指出影響電暖器儲放熱性能因素包括有電加熱量、相變材料單元厚度、封裝面板的輻射率、對流換熱系數(shù)和儲放熱單元的傳熱單元數(shù)。劉靖等[9]提出了一種高溫相變儲熱電采暖器，并對其儲放熱性能進行了試驗研究，結果表明該種電采暖器儲熱密度高，儲放熱性能穩(wěn)定且儲熱過程中隔熱性能好，放熱時放熱速率可滿足用戶取暖要求。馬貴陽等[10]開發(fā)研究了一種相變區(qū)間為79～80 ℃的相變儲熱式電暖器，其相變材料的相變潛熱為288 kJ/kg。電暖器采用電加熱管直接加熱形式，設備中添裝了翅片來強化內部傳熱效果。作者實驗測試了電暖器儲放熱過程中相變材料的溫度和出風口溫度，給出了其隨時間變化的關系曲線。

上述文獻揭示了研制開發(fā)相變儲熱電暖器關鍵之一在于相變材料的選取。對于相變儲熱式電暖器，最理想的加熱方式是加熱單元、傳熱空氣與儲熱材料直接接觸加熱。然而，對于大多數(shù)相變材料普遍都存在著熱導率低和與封裝材料不可兼容等缺點，這些缺點大大制約了儲熱電暖器的發(fā)展。近來對相變材料的研究表明，發(fā)展無機鹽/陶瓷基/導熱增強劑復合相變材料能有效地克服相變材料方面存在的缺點[11-17]。這種復合相變材料可以根據(jù)不同的應用需要和場合制備成不同的形狀，在應用過程中，利用陶瓷基體和導熱增強材料的顯熱及相變材料的相變潛熱來實現(xiàn)熱能的存儲。本文中，伯明翰大學儲能中心對南京金合能源材料有限公司研制的一種基于高溫復合相變材料的儲熱電暖器進行了實驗和模擬研究，對其儲熱性能、儲熱量和溫度分布及溫度調控機制進行試驗和模擬研究，并與基于鎂磚顯熱電暖器的儲熱性能進行對比。

1 電暖器總體設計和實驗測試流程

1.1 高溫復合相變材料磚體和電暖器整體設計

對相變儲熱電暖器的設計旨在利用夜間低價谷電，實現(xiàn)家庭及辦公區(qū)域采暖，以達到節(jié)省采暖成本的目的，同時實現(xiàn)電網(wǎng)的削峰填谷，降低電網(wǎng)壓力。根據(jù)我國峰谷電政策，夜間低價谷電時間約為8～10 h，本研究考察電暖器的電加熱儲熱時間設定為8 h，放熱時間設定為24 h。儲熱電功率按供熱面積20 m2，供熱負荷40 W/m2來考慮，則電暖器的設計儲熱電功率為2.4 kW。儲熱材料選取為碳酸共晶鹽高溫復合相變材料，其主要熱物理屬性如表1所示。根據(jù)儲熱材料的儲熱密度則可以計算出所需材料的總重量。

圖1為高溫復合相變材料儲熱磚體和其在電暖器內部的排列設計以及電暖器的整體設計示意圖。儲熱材料被制備成兩種不同尺寸的長方體磚體，如圖1(a)所示，兩種儲熱磚體中間各開有尺寸為56 mm×7.5 mm的長方體通氣槽，其中磚體（A）中還開有直徑為30 mm的圓柱體通氣槽。兩種儲熱磚體按照圖1中所示的交錯方式進行排列設計，所用磚體（A）和磚體（B）的數(shù)量分別為20塊和10塊。儲熱磚體按圖1中所示方式組合排列后，內部會形成兩條“弓”字型的空氣傳熱通道。

表1 高溫復合相變材料和鎂磚熱物性參數(shù)

（a）復合材料磚體和排列設計

（b）電暖器整體設計

圖1 復合相變材料磚體和電暖器整體設計

Fig.1 Scheme of the composite phase change material bricks and the electrical storage heater

儲熱電暖器的整體結構和外觀設計如圖1(b)所示。儲熱磚體按圖1(a)所示排列方式封裝于箱體中，5組功率分別為480 W的U型加熱單元平行鋪設于儲熱磚體形成的長方體通氣槽中，一臺可調壓離心風機置于箱體的左下側。換熱空氣經箱體上方的進風導風管進入，流經磚體內部的“弓”型通道來實現(xiàn)換熱介質的電加熱和釋放復合材料磚體內的熱量，進而實現(xiàn)整個電暖器的儲放熱。由于電暖器在儲放熱過程中，儲熱磚體溫度達700 ℃以上，因此出于安全性和經濟性考慮，箱體中與儲熱磚體直接接觸的5個面（除去底面）均先用納米保溫板進行包裹，然后在這基礎上，再對箱體的上下右表面及控制系統(tǒng)表面加裝一層蛭石板進行保溫。

1.2 實驗測試流程

圖2(a)為相變儲熱電暖器的測試流程示意圖，其實驗系統(tǒng)包括有電源、溫度控制單元、測試電暖器、數(shù)據(jù)采集和記錄單元。數(shù)據(jù)采集單元（National Instruments Co., Ltd.，UK）由一塊型號為cDAQ-9172的母板和一塊型號為NI-9217的溫度模塊組成。電暖器通過一組自己設計的溫度控制單元來監(jiān)控電暖器內部的最高溫度，自己編寫的LabView程序用來顯示和記錄保存溫度數(shù)據(jù)。實驗過程中，接通溫度控制單元和電暖器加熱單元電源開始電暖器的儲熱測試，同時啟動電暖器內的離心風機開始傳熱空氣的輸送，調整風機控制傳熱空氣入口速度為0.01 m/s。放熱過程中，關閉電暖器加熱單元電源，保持內部風機的正常運轉，電暖器內儲熱磚體通過輸送的空氣介質來釋放熱量。本文側重電暖器儲熱性能的考察。圖2(b)為電暖器儲熱過程中內部溫度測點分布示意圖。6組熱電偶按圖中所示位置分布在電暖器中，其中電偶T1和T2用來測試電暖器上部納米板的左右溫度，電偶T6用來測試電暖器出口端的溫度，電偶T3～T5分別用來測試儲熱磚體內的溫度，測試過程中電偶探頭統(tǒng)一插入磚體內20 mm。

（a）實驗測試流程

（b）溫度測點分布

圖2 實驗測試流程示意圖和溫度測點分布圖

Fig.2 Scheme of the experimental system and the temperature measuring points

2 數(shù)值模型

2.1 物理模型

圖3(a)為儲熱電暖器儲熱性能模擬計算的物理模型示意圖。由于所設計的儲熱電暖器為前后對稱結構，因此計算過程中只需取以為對稱面的三維對稱結構進行計算即可。整個計算區(qū)域的尺寸為79 mm（）×670 mm（）×510 mm（）。計算模型中，儲熱磚體外部被保溫材料（納米和蛭石板）包裹，5組加熱單元置放于磚體內部的傳熱空氣通道內。傳熱空氣經電暖器上方的入口流入，經“弓”字型通道后由下方的出口流出。儲熱磚體與加熱單元不直接接觸，兩者間由熱輻射進行傳熱；傳熱空氣在被加熱單元加熱的同時，其也與儲熱磚體間進行對流換熱。

（a）電暖器物理計算模型

（b）計算區(qū)域網(wǎng)格劃分

圖3 相變電暖器數(shù)值計算模型和網(wǎng)格劃分

Fig.3 Physical configurations of the electrical storage heater and meshing of the computational domain

2.2 數(shù)學模型

2.2.1 儲熱磚體和傳熱空氣介質的控制方程

本文進行電暖器設計的儲熱磚體為陶瓷基體復合相變材料，這種復合材料在熱能的存儲過程中，陶瓷基體內部的超微多孔通道產生的毛細張力能保持相變材料在相變過程中不流出，從而可以保證復合材料整體結構的穩(wěn)定性。在復合相變材料磚體的制備過程中，陶瓷基體材料經高溫燒結過程后會形成致密的微多孔結構，相變材料和導熱增加材料填充分布在其燒結產生的微孔空隙中。因此發(fā)生在復合材料磚體的傳熱過程可以當作一種微多孔介質中的傳熱[18-19]。本文中，由于磚體材料經燒結過程后微孔所占體積比較小，所以發(fā)生在微孔中的熱輻射和自然對流給予忽略，只考慮材料內部不同顆粒間的熱傳導。同時為了進一步簡化計算過程，對數(shù)值模型也做如下假設：①儲熱磚體材料只有一個相變溫度點；②傳熱空氣介質的熱物性參數(shù)為恒定值且被認為是牛頓流體，其熱物性參數(shù)取值為室溫到1023 K間的平均值；③傳熱空氣介質的入口速度和入口溫度為均勻和常數(shù)。因此，對于傳熱空氣介質和儲熱磚體材料的控制方程可以寫為：

連續(xù)性方程

動量方程：

方向

方向

方向

能量方程：

傳熱流體

（5）

復合材料

其中：

（7）

（9）

其中：

式中，為復合磚體材料中陶瓷材料的形狀系數(shù)；為陶瓷材料形成多孔介質的空隙率；和為常數(shù)，分別取10/9和1.25[18]；，s為復合磚體材料中陶瓷材料的熱導率；m為復合磚體材料中相變材料和導熱增強材料的混合熱導率。如之前所述，相變材料和導熱增強材料填充在陶瓷基體材料燒結形成的為多空空隙中，因此，對于相變材料和導熱增強材料的混合有效熱導率m，可由Maxwell模型計算得到[19]，其具體計算公式為：

（11）

式中，pcm為復合磚體材料中相變材料的熱導率；e為復合磚體材料中導熱增強材料的熱導率；為導熱增強材料占混合材料（相變材料和導熱增強材料）的體積比率。

對于相變材料和導熱增強材料的混合材料其它熱物性參數(shù)可由式(12)～(13)計算得到。

加熱單元與儲熱磚體間的輻射換熱采用Rosseland輻射模型來進行計算。由于加入輻射傳熱，因此能量方程中的源項需要添加輻射源。該輻射源項表達式為：

其中：

（15）

式中，為吸收系數(shù)，計算過程中取復合相變材料的吸收系數(shù)為0.5；為散射系數(shù)；為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù)；為線性各相異性相位函數(shù)系數(shù)。

2.2.2 邊界條件和初始條件

用FLUENT6.3.2軟件進行模擬計算，計算過程中采用速度進口和自由流出口邊界條件，傳熱空氣介質和復合磚體材料的初始溫度設定為300 K。電暖器外壁采用與環(huán)境自然對流邊界條件。求解器中分別選取非耦合、隱式和三維對稱的求解方法，物理模型選取非穩(wěn)態(tài)、層流、固/液相變和Rosseland輻射模型。自定義代碼（UDF）來進行復合磚體材料熱物性參數(shù)的輸入以及電暖器內溫度的調控。網(wǎng)格的劃分如圖3(b)所示，儲熱磚體和保溫材料區(qū)域網(wǎng)格采用結構化的六面體網(wǎng)格，傳熱空氣區(qū)域用非結構化網(wǎng)格。在確定最終計算網(wǎng)格數(shù)之前，先對模型的網(wǎng)格獨立性進行測試。測試之后選取網(wǎng)格總數(shù)為392525個，節(jié)點總數(shù)為93516個來進行最后的計算。

3 結果分析與討論

3.1 模擬結果與實驗結果的比較

圖4所示為實驗數(shù)據(jù)和模擬計算結果的對比，選取儲熱磚體內測點T4和電暖器出口溫度T6進行對比分析。從圖中可以看出，模擬計算結果和實驗結果比較吻合。在儲熱階段，電暖器內儲熱磚體的溫度變化經歷三個明顯的階段。第一階段為顯熱儲熱階段，此階段內磚體的溫度快速上升達到相變溫度；第二階段為相變儲熱階段，此段過程中相變發(fā)生，磚體內的溫度維持在相變材料的相變溫度；第三階段為顯熱儲熱階段，此段時間內磚體材料的溫度進一步升高。對于儲熱磚體內的溫度變化，可以看出，其在5 h時開始相變，整個相變過程持續(xù)約 1 h。在谷電儲熱時間8 h內，模擬結果顯示測點4的最終溫度為950 K，而實驗結果則達到了1023 K，實驗結果要整體高于模擬結果。這是因為在模擬過程中對儲熱磚體內部的最高溫度進行了調控，當磚體內部溫度高于材料安全溫度時，即關停電暖器加熱單元的電源進行冷卻；而當溫度低于設定溫度時，則重新開啟加熱單元電源進行加熱，該部分內容將會在3.4節(jié)中進行詳細討論和分析。對于電暖器的出口溫度，可以看出其最高和最低的實驗值分別為562.1 K和292.8 K。而對模擬結果，其最高和最低溫度分別為558.4 K和304 K，實驗結果和模擬結果間存在一定差異。這是由于模擬過程中對電暖器模型進行了適當簡化，其監(jiān)控出口溫度為傳熱空氣出口端的平均溫度，而實驗所測結果為電暖器出口端測點的溫度，因此兩者間會存在一定差異。

3.2 電暖器內流場和溫度分布

如圖1(a)所示，儲熱磚體特定的排列設計能在電暖器內形成兩條“弓”字型傳熱流動通道。傳熱空氣流經該通道與加熱單元和儲熱磚體發(fā)生熱交換從而完成整體電暖器的儲放熱過程。電暖器內部的流場分布圖如圖5所示，傳熱空氣的進口速度考慮為0.01 m/s，從圖中可以看出，傳熱空氣由電暖器頂端右方的進口流入經導風管后流入儲熱磚體內部并在磚體內形成兩條不對稱的流道。儲熱過程初期，流入電暖器內的傳熱空氣會直接被U型加熱單元加熱，然后經出口流出。隨著儲熱過程的進行，電暖器內儲熱磚體的溫度會逐漸升高，傳熱空氣此時會與磚體之間發(fā)生熱交換。因此，頂端的入口冷空氣會先與儲熱磚體發(fā)生熱交換，隨后進一步的被加熱單元加熱；在儲熱過程后期，傳熱空氣會與儲熱磚體之間形成一種熱平衡關系，此時也標志著儲熱過程的完成。

（a）三維分布

（b）-截面

圖5 相變儲熱電暖器內傳熱流場分布

Fig.5 The flow field distribution inside the heater

電暖器內的溫度分布云圖如圖6所示，選取儲熱時間為2 h和7 h時電暖器內的儲熱情況進行分析。從圖中可以看出，隨著儲熱過程的進行，電暖器內儲熱磚體的溫度是逐漸升高的。由于不對稱的流場分布，電暖器左邊流道傳熱空氣速度要高于右邊流道，因此其左邊的傳熱效果要好于右邊，對應的是儲熱磚體左邊溫度高于右邊，這種不均勻分布隨著儲熱過程的進行越發(fā)明顯，如圖6(a)和圖6(c)所示。分析原因可知，在儲熱過程初期，加熱單元與磚體材料間的溫差較大，兩者間的輻射換熱大于傳熱空氣與儲熱磚體間的對流換熱，因此，傳熱空氣在此時間段內處于被加熱的狀態(tài)，其先是被電暖器頂部的儲熱磚體加熱，而后流經加熱單元被進一步加熱。隨著儲熱過程的進行，磚體材料的溫度逐漸升高，其與加熱單元間的溫差減小，兩者間的輻射換熱速率要小于傳熱空氣與儲熱磚體間的對流換熱，對應著的是，傳熱空氣在電暖器頂部被加熱后，開始向底部的儲熱磚體傳熱，如圖6(d)中=0.245截面所示。

（a）整體分布-儲熱時間2 h

（b）-截面分布-儲熱時間2 h

（c）整體分布-儲熱時間7 h

（d）-截面分布-儲熱時間7 h

圖6 電暖器內的溫度分布云圖

Fig.6 Contours of temperature distribution inside the heater

3.3 相變儲熱電暖器和鎂磚電暖器對比

相變儲熱電暖器是利用相變材料的相變潛熱來儲存和釋放熱量。由于相變材料的相變潛熱一般較大，因此其儲熱密度要遠大于顯熱儲熱式電采暖的儲熱密度。同時由于相變材料相變過程中的溫度保持不變，故采暖熱舒適性好。因此，本節(jié)就所考察的高溫復合相變材料儲熱電暖器，與鎂磚顯熱儲熱電暖器（QUANTUM CQH125）的儲熱特性進行了對比，對比所用鎂磚的熱物性參數(shù)如表1所示。圖7 和圖8分別為兩種電暖器的儲熱量及內部平均溫度和出口端溫度的對比。從圖7可以看出，鎂磚電暖器內的儲熱以鎂磚的顯熱儲熱為主，其儲熱量與儲熱時間為線性遞增關系，谷電儲熱時間8 h內總的儲熱量為52157.95 kJ。而本文所考察相變儲熱電暖器內總儲熱量則由相變儲熱磚體的潛熱和顯熱兩部分組成；電暖器在儲熱過程的前5 h內以顯熱儲熱為主，隨后磚體內的相變材料發(fā)生相變，潛熱儲熱過程發(fā)生，此時間段后電暖器內儲熱包括有顯熱和潛熱兩部分，其顯熱和潛熱儲熱量分別為45108.61 kJ和6982.37 kJ，相變電暖器8 h內總的儲熱量為52090.97 kJ。可以看出，相同儲熱體積下，兩種電暖器的儲熱量相當，但相變儲熱電暖器的重量較鎂磚顯熱電暖器可減輕1.6倍；由此可以推斷在相同儲熱時間和儲熱溫度下，當兩種電暖器重量相同時，相變儲熱電暖器較鎂磚電暖器可多儲熱68%。圖8為兩種電暖器內的平均溫度和出口端溫度的對比，從圖中可以看出，相變電暖器內的平均溫度和出口溫度都是要高于鎂磚顯熱電暖器的。在谷電儲熱時間段內，相變電暖器內儲熱磚體的平均溫度和出口溫度分別可達965 K和560 K，而鎂磚電暖器分別為901 K和536 K。綜上所述可得，本文所考察的相變儲熱電暖器和鎂磚電暖器相比，其儲熱平均溫度高，儲熱平均溫差下出風溫度高，整體的儲熱性能要優(yōu)于鎂磚顯熱電暖器。

3.4 電暖器內溫度調控

如之前所述，本文所考察相變儲熱電暖器設內的高溫復合相變材料磚體可承受最高溫度為1023 K，而在儲熱過程中，磚體材料與加熱單元間存在著高溫輻射換熱，靠近U型加熱單元的儲熱磚體可能會超過其最高使用溫度而失活，如果不對電暖器內部溫度進行調控，使用過程中可能會出現(xiàn)近加熱單元端的磚體由于溫度過高失活，而遠端的磚體溫度過低，儲熱不完全的情況。因此，本節(jié)對電暖器內部的溫度調控進行了模擬考察，通過設定必要的溫度反饋機制來監(jiān)控儲熱磚體內部的溫度，保證儲熱磚體的最高使用溫度前提下，使電暖器儲熱完全。模擬過程中，當靠近加熱單元的儲熱磚體溫度超過復合材料最高承受溫度（1023 K）時，關閉加熱單元電源，此時電暖器內磚體部分熱量傳遞以熱傳導為主。而當儲熱磚體溫度低于設定最低溫度（923 K）時，重新開啟加熱單元電源對儲熱磚體進行熱輻射加熱。如圖9所示，選取靠近U型加熱單元的3個測點對電暖器內的溫度分別進行監(jiān)控，監(jiān)控過程中分別記錄電暖器內儲熱磚體的最高溫度和平均溫度以及加熱單元電源的熱流密度，通過儲熱磚體的最高溫度和平均溫度來調控電暖器加熱單元電源的啟停次數(shù)。

圖10為選取不同監(jiān)測點時電暖器內儲熱磚體的最高溫度和加熱單元的熱流密度變化。從圖中可以看出，當近加熱單元測點1（靠近加熱單元位置）為監(jiān)控點時，電暖器內部儲熱磚體的最高溫度和平均溫度分別為973 K和928.61 K，盡管磚體的最高溫度能控制在最高溫度之下，但是該工況下電暖器電源在8 h儲熱時間段內需要啟停8次；而當選取遠離加熱單元測點3 為監(jiān)控點時，加熱單元電源僅需啟停1次，但是其內部最高溫度達到了1033 K，超過了溫度允許范圍。所以最佳的溫度監(jiān)控點應位于磚體材料中間靠加熱單元的位置，如圖9中所示的測點2，此時既能滿足電暖器內儲熱過程完全，又避免了加熱單元電源頻繁啟停，影響其使用壽命。可以看出，該工況下，電暖器內部儲熱磚體的平均溫度為940.61 K，最高溫度為994.2 K，電源在谷電8 h儲熱時間段內的啟停次數(shù)為2次。

（a）不同溫度監(jiān)控點儲熱磚體內最高溫度和加熱單元熱流密度

（b）不同溫度監(jiān)控點加熱單元熱流密度

圖10 不同溫度監(jiān)控點下儲熱磚體內最高溫度和加熱單元熱流密度

Fig.10 The maximum temperature and the heat flux inside the heater at different temperature monitoring points

4 結 論

（1）對基于高溫復合相變材料相變儲熱電暖器的儲熱性能進行了實驗和模擬研究。實驗結果和模擬結果比較吻合；相變儲熱電暖器在谷電儲熱時間8 h內能儲熱完全，該時間段內電暖器儲熱磚體的平均溫度可達960 K，出口端的溫度可達560 K。

（2）相同儲熱體積下，相變儲熱電暖器和鎂磚顯熱電暖器的儲熱量相當，但相變電暖器的重量可減輕1.6倍；當兩種電暖器重量相同時，相同儲熱時間和儲熱溫度下相變儲熱電暖器較鎂磚電暖器可多儲熱68%。

（3）在低谷電儲熱時間段內，相變儲熱電暖器內的儲熱平均溫度高，儲熱平均溫差小，出風口溫度高，整體的儲熱性能要優(yōu)于鎂磚顯熱電暖器。

（4）溫度控制測點的選擇對相變儲熱電暖器的儲熱性能十分重要。當選取距離加熱單元10 mm處的測點作為溫度調控點時，電暖器內的平均溫度和儲熱磚體的最高溫度均能滿足安全要求，而且加熱單元電源在8 h儲熱過程中只需啟停兩次。

[1] KAPSALIS V, HADELLIS L. Optimal operation scheduling of electric water heaters under dynamic procing[J]. Sustainable Cities and Society, 2017, 31: 109-121.

[2] YIN Haijiao, YANG Zhao, CHEN Aiqiang, et al. Experimental research on a novel cold storage defrost method based on air by pass circulation and electric heater[J]. Energy, 2012, 37(1): 623-631.

[3] WANG M C, CHEN Y P, WU J F, et al. Heat transfer enhancement of folded helical baffle electric heaters with one-plus-two U-tube units[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 102: 586-595.

[4] 張寅平, 李業(yè)發(fā), 葛新石, 等. 一種相變蓄熱電供暖器: CN 95229702.7[P]. 1955-12-7.

[5] 張寅平, 狄洪發(fā), 王馨, 等. 一種民用相變蓄能電取暖器: CN 01275868. X[P]. 2001-12-7.

[6] BROUSSEAU P, LACROIX M. Study of the performance of a multi-layer PCM storage unit[J]. Energy Conversations and Management, 1996, 37: 599-609.

[7] LACROIX M, DUONG T. Experimental improvement of heat transfer in a latent heat thermal energy storage unit with embedded

heat sources[J]. Energy Conservation and Management, 1998, 39(8): 703-716.

[8] LOUADI A, LACROIX M. Thermal performance of a latent heat energy storage ventilated panel for electric load management[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1999, 42(2): 275-286.

[9] 劉靖, 王馨, 張寅平, 等. 高溫相變蓄熱電采暖器蓄放熱特性的實驗研究[J]. 工程熱物理學報, 2004, 25: 99-102.

LIU Jing, WANG Xin, ZHANG Yinping, et al. Experimental research on high-temperature phase change thermal energy storage heater[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2004, 25: 99-102.

[10] 馬貴陽, 王智慧, 閻潤生, 等. 相變蓄熱電暖器的制作及性能測試[J]. 撫順石油學院學報, 2003, 23(3): 50-53.

MA Guiyang, WANG Zhihui, YAN Runsheng, et al. Making and capability testing of electrical heater with phase change accumulator[J]. Journal of Fushun Petroleum Institute, 2003, 23(3): 50-53.

[11] 李傳, 孫澤, 丁玉龍. 高溫填充床相變儲熱球的儲熱特性[J]. 儲能科學與技術, 2013, 2(5): 480-485.

LI Chuan, SUN Ze, DING Yulong. A numerical investigation into the charge behaviour of a spherical phase change material particle for high temperature thermal energy storage in packed beds[J]. Energy Storage Science and Technology, 2013, 2(5): 480-485.

[12] YE Feng, GE Zhiwei, DING Yulong, et al. Multi-walled carbon nanotubes added to Na2CO3/MgO composites for thermal energy storage[J]. Particuology, 2014, 12 (4): 56-60.

[13] QIN Yue, LENG Guanghui, YU Xiang, et al. Sodium sulfate- diatomite composite materials for high temperature thermal energy storage[J]. Powder Technology, 2014, 282: 37-42.

[14] JIANG Zhu, LENG Guanghui, YE Feng, et al. Form-stable LiNO3-NaNO3-KNO3-Ca(NO3)2/calcium silicate composite phase change material (PCM) for mid-low temperature thermal energy storage[J]. Energy Conversion and Management, 2015, 106: 165-172.

[15] GE Zhiwei, YE Feng, CAO Hui, et al. Carbonate-salt-based composite materials for medium and high temperature thermal energy storage[J]. Particuology, 2014, 12(4): 77-81.

[16] GE Zhiwei, YE Feng, DING Yulong. Composite materials for thermal energy storage: Enhancing performance through microstructures[J]. ChemSusChem, 2014, 7: 1318-1325.

[17] GE Zhiwei, LI Yongliang, LI Dacheng, et al. Thermal energy storage: Challenges and the role of particle technology[J]. Particuology, 2014, 12: 2-8.

[18] 李傳, 葛志偉, 金翼, 等. 基于復合相變材料儲熱單元的儲熱特性[J]. 儲能科學與技術, 2015, 4(2): 169-175.

LI Chuan, GE Zhiwei, JIN Yi, et al. Heat transfer behaviour of thermal energy storage components using composite phase change materials[J]. Energy Storage and Technology, 2015, 4(2): 169-175.

[19] ZHAO B, LI C, JIN Y. Heat transfer performance of thermal energy storage components containing composite phase change materials[J]. IET Renewable Power Generation, 2016, 10(10): 1515-1522.

Charging behavior of an electrical storage heater using a high temperature composite phase change material

LI Chuan1, SI Yanyang2, LENG Guanghui1, XU Yong2, DING Yufeng2, WENG Likui2, DING Yulong1

(1Birmingham Centre for Energy Storage, University of Birmingham, Birmingham B15 2TT, Birmingham, UK;2Nanjing Jinhe Energy Materials Co., Ltd., Nanjing 210008, Jiangsu, China)

The work reported in this paper concerns the charging behaviour of an electrical storage heater using a high temperature composite phase change material (CPCM). A mathematical model was developed to study the transient heat transfer behavior of the composite PCM bricks. The model was validated experimentally. The results showed that the CPCM based electrical storage heater offered a better performance that was superior to MgO-based electrical storage heater. For a given volume, the same power rating, and the same amount of stored heat, the mass of the MgO based electrical storage heater exceeded 1.6 times that of the CPCM based storage heaters. For the same mass and the same power rating, the heat storage capacity of the CPCM based electrical storage heater was 68% higher than that of MgO-based unit. The results also indicated the importance of temperature control strategy. It was found that the average temperature and the maximum temperature inside the electrical storage heater could meet the requirements if the control temperature measurement point was selected to be 10 mm away from the heating elements. In such a case, heating elements only had two start-stops over the 8-hour charging period.

high temperature; composite phase change materials; thermal energy storage; heat storage electrical heater

10.12028/j.issn.2095-4239.2017.0066

TK 02

A

2095-4239（2017）04-739-09

2017-05-23；

2017-06-08。

英國工程與自然科學研究委員會項目（EP/L019469/1，EP/L014211/1）。

李傳（1986—），男，博士后研究員，主要研究方向為多相流動和傳熱強化與優(yōu)化、儲能材料和儲能單元/裝置研究與優(yōu)化設計， E-mail：c.li.4@bham.ac.uk；

丁玉龍，教授，主要研究方向為儲能系統(tǒng)、儲能過程中多相流動與傳熱強化、無機中高溫復合儲能材料、深冷（液化）空氣儲能、壓縮空氣儲能等，E-mail：y.ding@bham.ac.uk。