泡沫金屬內(nèi)嵌石蠟水平蓄器內(nèi)凝固放熱實驗

王 凡，杜 昭，陽 康，王欣怡，胡汝坤，楊肖虎,3

（1中國建筑西北設(shè)計研究院有限公司，陜西 西安 710061；2西安交通大學(xué)人居環(huán)境與建筑工程學(xué)院；3西安交通大學(xué)熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室，陜西 西安 710049）

太陽能具有清潔、零排放、無污染、儲量大的特點，是眾多可再生能源中極具潛力的能源形式。通過太陽能低溫光熱利用可滿足生活熱水、建筑供暖等重要需求，是實現(xiàn)建筑低碳運行的有力措施。然而，太陽能存在時空分布不均、晝夜/季節(jié)波動大等問題，嚴重限制了太陽能低溫光熱利用效率與供能品質(zhì)。蓄能技術(shù)，尤其是蓄熱技術(shù)，與太陽能光熱利用系統(tǒng)集成耦合，可有力解決上述問題，提高太陽能熱利用品質(zhì)和利用效率，為光熱利用系統(tǒng)提供穩(wěn)定的能流輸出。

相較于其他兩種蓄熱技術(shù)(即顯熱蓄熱與熱化學(xué)蓄熱)，固液相變蓄熱技術(shù)具有蓄熱密度大、易維護、蓄/放熱過程溫度恒定等優(yōu)勢，尤其是放熱過程溫度恒定的特點與建筑供暖運行特點高度契合，在太陽能低溫光熱利用中具有得天獨厚的優(yōu)勢。然而，工程常見固液相變材料熱導(dǎo)率較低，顯著限制了蓄/放熱效率[1]。為此，開發(fā)新型高導(dǎo)熱復(fù)合相變材料與強化換熱措施是固液相變蓄/放熱系統(tǒng)研究的熱點[2-4]。

提高固液相變效率的關(guān)鍵在于提高相變材料的熱導(dǎo)率、增大換熱流體與相變材料之間的換熱面積、提升換熱流體與相變材料之間的換熱系數(shù)。泡沫金屬類材料具有極大的比表面積、高孔隙率、骨架高導(dǎo)熱等特點，內(nèi)部金屬骨架相互貫通，有利于填充于小孔內(nèi)部的相變材料發(fā)生固液相變傳熱[5]。一方面，高導(dǎo)熱骨架易于熱量傳導(dǎo)、提高了相變材料的整體熱導(dǎo)率；另一方面，大比表面積有利于充分接觸換熱。已有研究結(jié)果表明泡沫金屬可顯著提高固液相變蓄/放效率[6-7]。Zhang 等[8]實驗和數(shù)值研究了填充有泡沫金屬的矩形腔中石蠟的熔融傳熱，表明復(fù)合相變材料的熔化速率和溫度分布大大優(yōu)于純石蠟。楊佳霖等[9]通過實驗研究了管殼式潛熱蓄熱器中的銅泡沫對石蠟的傳熱增強特性，證明相變材料的溫度分布均勻性得到了極大提高。Ferfera等[10]進行了實驗和數(shù)值研究，分析了不同孔隙率和孔密度的Cu/Ni泡沫復(fù)合相變材料的儲熱性能，得出的結(jié)論是，復(fù)合相變材料的熱導(dǎo)率和熱擴散率分別顯著提高了35 倍和6 倍。Wang 等[11]研究了裝有徑向梯度孔隙率銅泡沫的豎直管殼式潛熱蓄熱器的蓄/放熱特性，表明與均質(zhì)銅泡沫相比，總?cè)刍瘯r間減少了37.6%。Tao 等[12]研究發(fā)現(xiàn)導(dǎo)熱性能與泡沫金屬的孔密度有著明顯關(guān)系，同時孔密度的增加會在一定程度上削弱蓄熱單元內(nèi)的自然對流作用。Feng 等[13]在孔徑尺度下采用內(nèi)切球形十四面體結(jié)構(gòu)建立模型對開孔金屬泡沫進行直接數(shù)值模擬。Yao 等[14]利用孔隙尺度方法數(shù)值模擬研究了熔融過程中金屬泡沫/石蠟復(fù)合材料的相態(tài)、溫度、熱通量和流場。李文強等[15]采用多孔介質(zhì)的體積平均模型，建立了金屬泡沫內(nèi)固-液相變的兩方程數(shù)學(xué)物理模型，并考慮到非達西效應(yīng)和石蠟與泡沫之間的局部非熱平衡效應(yīng)，比較了石蠟和泡沫的溫度場差異，證實了采用兩方程模型的必要性。此外，Esapour 等[16]通過三維數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)金屬泡沫不僅能提升相變材料的熔化效率，還能提升相變材料的凝固效率。Zhang等[17]聲稱金屬泡沫可以提升石蠟整體的有效熱導(dǎo)率從而提升相變速率。在相變效率提升上，與純石蠟相比，金屬泡沫可以提升超過50%的相變速率[18]。這些研究表明金屬泡沫對相變材料的蓄熱和凝固效率有很大的提升。但是這些研究主要是數(shù)值模擬的研究。此外，以往的研究缺乏對凝固過程常見溫度范圍內(nèi)結(jié)構(gòu)的實驗測試。然而，這些結(jié)果不僅需要實驗驗證，而且實驗?zāi)軌蚋梅从硨嶋H的放熱性能和熱損失。

雖然文獻對泡沫的凝固放熱進行了廣泛的研究，但是現(xiàn)有的研究主要是數(shù)值研究，缺少相應(yīng)的實驗研究。金屬泡沫可以產(chǎn)生更均勻的傳熱和加強石蠟的內(nèi)部熱傳導(dǎo)。與以前的結(jié)構(gòu)相比，理論上金屬泡沫可以提高結(jié)構(gòu)整體的熱量儲存和釋放的效率。因此，本工作針對金屬泡沫蓄熱結(jié)構(gòu)，設(shè)計了一種水平管內(nèi)填充泡沫金屬的蓄熱單元。探究不同流體溫度(10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃)下泡沫金屬內(nèi)嵌石蠟的凝固相變行為。通過高清相機拍攝得到凝固相變界面的實時位置，以及采用熱電偶測量凝固過程中內(nèi)部溫度變化規(guī)律，并進行了相應(yīng)的溫度響應(yīng)速度分析。這些研究可以為泡沫金屬內(nèi)嵌固液相變材料的結(jié)構(gòu)設(shè)計與相關(guān)參數(shù)選取提供指導(dǎo)和幫助。

1 相變放熱系統(tǒng)設(shè)計

1.1 水平蓄熱件設(shè)計

管殼式換熱器應(yīng)用十分廣泛，具有造價低、結(jié)構(gòu)簡易的優(yōu)點。本實驗設(shè)計了一種水平管內(nèi)填充泡沫金屬的蓄熱器。蓄熱器整體采用法蘭緊固，外觀采用有機玻璃作為殼體。一方面有機玻璃具有良好的保溫性能，另一方面其質(zhì)地透明，可滿足相界面可視化的需求?？紤]到石蠟在相變過程中存在一定的體積膨脹，因此在蓄熱器上方預(yù)留了方形槽以容納相變材料額外的膨脹體積。蓄熱器的整體外觀結(jié)構(gòu)如圖1(a)、1(b)所示，整體長度為50 mm、蓄熱器的內(nèi)徑為60 mm、有機玻璃管壁厚為5 mm。方形槽的尺寸為寬30 mm、高10 mm、長50 mm。采用的換熱銅管內(nèi)徑為20 mm、管厚度為1 mm、長為70 mm。

圖1 水平蓄熱器設(shè)計Fig.1 Design of horizontal heat storage tank

蓄熱器內(nèi)部選用泡沫銅作為多孔介質(zhì)，其中泡沫銅的孔隙率、孔密度經(jīng)測量為97.03%、10 PPΙ(pore per inch，每英寸孔的個數(shù))。在實驗開始前對泡沫銅進行加工，采用線切割的方式精確得到長為50 mm、外徑60 mm、內(nèi)徑22 mm 的泡沫銅。為了最大程度地排空泡沫銅內(nèi)殘留空氣，采用了真空灌蠟法以獲得石蠟-銅泡沫的復(fù)合結(jié)構(gòu)。實驗開始前，對切割好的泡沫銅進行超聲清洗，然后采用真空灌蠟法進行復(fù)合相變材料制備。待真空灌蠟完成后，對石蠟進行打磨光滑處理即可。真空灌蠟后得到的復(fù)合相變材料如圖1(a)所示。在銅管的外表面均勻涂抹高導(dǎo)熱膠以減小泡沫銅與銅管接觸熱阻的影響，蓄熱器外包裹保溫棉(厚度為30 mm)以減小熱損失。

圖1(c)與(d)展示了溫度測點的布置情況?？紤]到該水平蓄熱器在徑向和軸向的熔化差異，因此沿著軸向和徑向分別布置了位置不同的熱電偶測點。圖1(c)為在同一橫截面下布置的兩個測點，a、b為同一徑向距離(R= 25 mm)，其中測點a位于該橫截面的上半部分，與水平位置的夾角呈45°；b位于橫截面的下半部分，與水平位置的夾角亦為45°。在此基礎(chǔ)上，從左到右選取了1、2 兩個不同的軸向位置(L1=10 mm，L2=40 mm)，同時銅管進出口也布置了相應(yīng)的熱電偶測點。為了更好地固定熱電偶的位置，首先將熱電偶與小木棒用棉線纏在一起，每個木棒上固定兩根熱電偶，然后插入到復(fù)合相變材料的內(nèi)部位置進行封裝。

1.2 相變蓄熱系統(tǒng)設(shè)計

為了研究泡沫金屬對水平蓄熱器固液相變傳熱強化的實際效果，設(shè)計了如圖2所示的放熱實驗系統(tǒng)。整個系統(tǒng)可以主要分為3個部分：測試模塊、冷熱源模塊以及數(shù)據(jù)采集記錄模塊。測試模塊主要是指本次實驗中設(shè)計的管殼式水平蓄熱器；冷熱源模塊主要由冷水浴(控制精度±0.2 ℃)、熱水浴(控制精度±0.3 ℃)、流體循環(huán)管道和截止閥組成。數(shù)據(jù)采集記錄模塊主要涉及數(shù)據(jù)采集儀(采集精度±0.2 ℃)、高清相機、熱電偶(精度±0.3 ℃)等。

圖2 相變放熱實驗系統(tǒng)Fig.2 Experimental system for solidification in a horizontal heat storage tank

1.3 實驗流程及操作

本實驗的目的是探究放熱流體溫度對相變材料凝固過程的影響，所以在實驗中設(shè)置相同的加熱工況。首先僅打開閥門1，開啟熱水浴內(nèi)循環(huán)以達到設(shè)定溫度(70.0 ℃)。而后開啟外循環(huán)加熱模式，開啟閥門2 和3、關(guān)閉閥門1，待蓄熱器完全熔化后，穩(wěn)定一段時間(30 min)以確保蓄熱器內(nèi)溫度的穩(wěn)定性。在開展上述蓄熱實驗過程的同時，冷水浴已按照相應(yīng)溫度準備得當。打開冷水浴外循環(huán)模塊閥門5 和6，進行放熱實驗。此時應(yīng)注意每次實驗過程中都應(yīng)將閥門開到最大，以保證相同流量。在實驗中，數(shù)據(jù)采集儀每間隔10 s讀取1次數(shù)據(jù)，高清相機每隔1 min 進行1 次相界面拍攝。待蓄熱器內(nèi)部的石蠟完全凝固且內(nèi)部溫度測點數(shù)據(jù)趨于穩(wěn)定，視為放熱實驗完全結(jié)束，此時關(guān)閉冷水浴。在相同的實驗條件以及操作條件下，設(shè)置不同的冷水浴溫度(10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃)開展放熱凝固實驗。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 相界面演變規(guī)律

為了定量分析冷流體溫度對蓄熱器凝固的影響，在實驗中分別測試了冷流體溫度為10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃對石蠟?zāi)痰挠绊憽D3 展示了換熱流體溫度分別為10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃時蓄熱器內(nèi)石蠟相界面隨時間的變化情況。相比初始狀態(tài)，凝固時間為15 min 時石蠟從內(nèi)部圓管區(qū)域開始逐漸凝固。這說明在冷流體的降溫作用下，使得石蠟中心區(qū)域的溫度逐漸下降到石蠟?zāi)唐鹗紲囟?，靠近銅管壁的液態(tài)石蠟開始凝固。從圖3中可以看出，冷流體溫度越低，相同時間內(nèi)石蠟?zāi)痰捏w積越多。這主要是由于石蠟與冷流體的溫差越大，導(dǎo)熱越強，石蠟放出了更多的熱量。實驗無法直接測量石蠟的液體分數(shù)，因此為了定量比較，統(tǒng)計了冷流體溫度為10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃ 5 組實驗下的完全凝固時間，分別為15 min、17 min、19 min、22 min、24 min。相比較30.0 ℃的放熱工況，冷流體為10.0 ℃時石蠟完全凝固時間縮短了37.5%。這說明冷流體溫度是影響石蠟相變的關(guān)鍵因素之一。

圖3 不同冷流體溫度下蓄熱器相界面演變Fig.3 Evolution of the phase interface of the regenerator under different heat exchange fluid temperatures

2.2 不同位置溫度變化規(guī)律

圖4為冷流體溫度20.0 ℃時不同測點溫度隨時間變化曲線。在溫升過程中，不同高度位置的測點存在溫差，測點的豎直位置越高，蓄熱過程結(jié)束達到的平衡溫度越高。凝固初始階段，在溫差的驅(qū)動下，各測點的溫度曲線迅速下降，先后經(jīng)歷了液相顯熱放熱、凝固潛熱放熱、固相顯熱放熱以及熱平衡4 個階段。值得注意的是，1a和2a測點的溫度曲線幾乎重合，1b和2b測點的溫度曲線差異較小，這說明對于本工作建立的蓄熱器來說，軸向差異幾乎可以忽略不計。但沿豎直方向，1a、1b兩點和2a、2b兩點之間存在溫差，平均溫差分別為1.27 ℃和1.00 ℃。

圖4 冷流體溫度20.0 ℃時石蠟內(nèi)部各測點溫度曲線Fig.4 The temperature curve of each measuring point at a cooling temperature of 20.0 ℃

圖5 對比了冷流體溫度為10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃5種不同工況下石蠟內(nèi)部各測點的溫度變化曲線。盡管冷流體溫度不同，石蠟內(nèi)部不同測點溫度曲線呈現(xiàn)出一致的變化趨勢，均由陡變緩再逐漸變陡，最終逐漸變緩趨于水平。這分別對應(yīng)了石蠟液相顯熱放熱、凝固相變潛熱放熱、固相顯熱放熱以及熱平衡4 個典型階段。以圖5(a)為例闡述不同冷流體溫度對石蠟內(nèi)同一點溫度發(fā)展的影響，可以看出，盡管冷流體溫度不同，剛開始時，5種放熱工況下1a點呈現(xiàn)出相同的溫度變化規(guī)律。待石蠟溫度下降到55.0 ℃時，進入凝固放熱階段，此時5種放熱工況下的曲線仍然高度聚攏。當1a點溫度進一步下降到50.0 ℃時，表明凝固放熱階段結(jié)束。在此階段之后5條曲線開始發(fā)散，顯現(xiàn)出明顯溫差。冷流體溫度為10.0 ℃時石蠟最先進入下一階段而進行顯熱放熱。圖中顯示曲線的斜率受冷流體溫度的影響，冷流體溫度越低，溫差越大，曲線變化越劇烈，顯熱蓄熱階段溫度降低越快。達到熱平衡狀態(tài)時，最終的平衡溫度同樣受冷流體溫度的影響，溫度為10.0 ℃時平衡溫度越低。其余各點的溫度曲線呈現(xiàn)出類似1a點的規(guī)律。

圖5 不同換熱溫度下各測點溫度曲線Fig.5 Temperature curves of measuring points

2.3 溫度響應(yīng)

為了更好地研究不同冷流體溫度對蓄熱器凝固過程中溫度的影響，本工作提出了平均溫度響應(yīng)率以定量地描述蓄熱器內(nèi)部測點溫度變化的快慢，其定義如下所示[19]：

式中，T(ti)為ti時刻測點的溫度，℃；T(ti-1)為ti-1時刻測點的溫度，℃；tfull為完全凝固時間，s。

圖6 給出了不同測點在10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃5種不同工況下的平均溫度響應(yīng)速率。從整體趨勢來看，平均溫度響應(yīng)率受溫差影響較大，冷流體溫度越低，溫度響應(yīng)越快。圖6中測點1a分別在10.0 ℃和30.0 ℃對應(yīng)平均溫度響應(yīng)率的最大值為2.8×10-2℃/s和最小值為8.4×10-3℃/s，其最大值比最小值大233.3%。對比a、b兩個不同的測點，發(fā)現(xiàn)上部測點a的溫度響應(yīng)始終大于下部測點b的溫度響應(yīng)，即豎直位置越高，溫度響應(yīng)越快。這是因為在顯熱放熱過程中，上部測點與冷流體之間的溫差較大因而溫度響應(yīng)越快。以1b測點的溫度響應(yīng)值為基準進行比較，10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃的1a點溫度響應(yīng)率分別提高了7.2%、6.3%、10.3%、10.8%、11.7%。類似地，當以2b測點的溫度響應(yīng)值為基準進行比較，10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃的2a點溫度響應(yīng)率分別提高了8.3%、8.8%、11.0%、13.9%、14.9%。在10.0～30.0 ℃溫度范圍內(nèi)，測點1a的平均溫度響應(yīng)率比測點1b多了9.3%，測點2a的平均溫度響應(yīng)率比測點2b多了11.4%。觀察不同軸向位置的兩個典型測點1a、2a以及1b、2b，從圖中可以看出不同的冷流體溫度下這兩個測點的溫度響應(yīng)率幾乎一致。然而，在10.0～30.0 ℃溫度范圍內(nèi)，測點1a的平均溫度響應(yīng)率比測點2a多了0.8%，測點1b的平均溫度響應(yīng)率比測點2b多了1.2%。這說明軸向蓄熱速率基本一致，表明本工作設(shè)計研究的相變蓄熱器在軸向的熔化差異可以忽略不計。

圖6 不同換熱溫度下測點溫度響應(yīng)Fig.6 Temperature response of measuring points

3 結(jié) 論

本工作采用可視化的實驗手段，探究了水平蓄熱器內(nèi)泡沫金屬內(nèi)嵌相變材料凝固放熱的實測效果，搭建了相變蓄熱實驗系統(tǒng)。針對5組不同溫度的冷流體開展了凝固放熱實驗，并對放熱結(jié)果進行了比較，對比分析了相界面變化、完全熔化時間、溫度測點變化及其響應(yīng)率等多個特征參數(shù)，得到了以下結(jié)論。

（1）冷流體溫度降低可促進石蠟?zāi)趟俾始涌欤粚τ诋斍把芯克O(shè)計的水平蓄熱器，10.0 ℃的冷流體相比于30.0 ℃的冷流體可以使石蠟完全凝固時間縮短37.5%。

（2）同一徑向距離測點的豎直高度越高，溫降越快，其溫度響應(yīng)率也越大；但軸向位置對熔化測點影響差異不大。

（3）以1b測點的溫度響應(yīng)值為基準進行比較，10.0 ℃、15.0 ℃、20.0 ℃、25.0 ℃、30.0 ℃冷卻工況下1a點溫度響應(yīng)率分別提高了7.2%、8.8%、10.3%、10.8%、11.7%。