放射形相變蓄熱器的釋熱特性實驗與數(shù)值研究

摘 要：針對太陽能熱利用的時空不匹配問題，設計并制備一種放射形相變蓄熱器，通過實驗與數(shù)值模擬研究了蓄熱器釋熱功率及相變材料固相率在釋熱過程中的響應特性，探討了冷卻工質(zhì)流量、進水方式、翅片型式對釋熱性能的影響規(guī)律。研究結果表明：蓄熱器的釋熱過程可劃分為液態(tài)顯熱區(qū)間、潛熱區(qū)間、固態(tài)顯熱區(qū)間3個階段，潛熱區(qū)間相變材料的潛熱作用使得釋熱功率下降相對緩慢；冷卻工質(zhì)流量越大，釋熱功率下降速率越快，完全凝固時間越短；不同進水方式對換熱效果影響不明顯，但可改善蓄熱器的換熱均勻性；與平板翅片相比，放射形翅片各翅片單元間相變材料的導熱更均勻，凝固時間縮短31%，提高了換熱速率。

關鍵詞：相變；潛熱；數(shù)值模擬；固相率；釋熱功率

中圖分類號：TK02" " " " " " " " " "文獻標志碼：A

0 引 言

雙碳戰(zhàn)略的實施促進了可再生能源的發(fā)展，其具有清潔、可持續(xù)利用等優(yōu)勢，但可再生能源的大規(guī)模利用需要解決其在時間和空間不匹配的問題。儲熱技術可將太陽能、風能等以熱能的形式儲存起來，是解決該問題的有效方法之一。與顯熱儲熱技術相比，潛熱儲熱技術利用相變材料在相變過程中儲存或釋放大量潛熱，具有較高的能量密度，在電力、建筑等領域被廣泛利用［1-2］。但由于相變材料的導熱系數(shù)較低，導致其自身傳熱速率較慢。因此，相變材料的強化傳熱是目前潛熱儲熱技術的研究重點之一［3-5］。

近年來有許多方法用于強化相變換熱，如在相變材料內(nèi)添加金屬翅片、石墨或金屬多孔結構、高導熱系數(shù)粉末、優(yōu)化蓄熱器的空間結構等［6-7］。李永輝等［8］通過加裝矩形翅片提高光管相變蓄熱器的換熱效果，實驗結果表明，矩形翅片相變蓄熱器比光管蓄熱器的蓄熱速度提升了1/3，蓄熱時間大幅縮短。Reddy等［9］在石蠟中添加石墨粉末作為導熱系數(shù)增強材料，探究石墨粉對其熱導率的增強效果。研究發(fā)現(xiàn)，石墨粉可顯著提高石蠟的導熱系數(shù)，復合相變材料的導熱系數(shù)最高可達到7.1 W/（m·K）。杜文清等［10］采用熔融共混法制備成一種癸酸-石蠟低共熔復合相變材料。研究結果表明，該復合相變材料的相變溫度為27 ℃，相變潛熱為153.7 J/g。文獻［11］提出一種仿生拓撲優(yōu)化方法，優(yōu)化后的翅片結構可將熔融和凝固時間分別縮短93%和80%，增強了潛熱器件的儲釋熱性能。任智彬等［12］對三維套管式加肋相變蓄熱單元的傳熱特性進行數(shù)值模擬，結果表明添加分形肋片提高蓄/放熱速率的效果最好，提高入口流體溫度可顯著縮短蓄熱時間，但蓄熱速率的增幅逐漸減小。王君雷等［13］對列管式相變儲熱單元儲熱過程進行三維數(shù)值研究，發(fā)現(xiàn)螺旋翅片儲熱單元的熔化時間相對平板翅片可縮短12.21%，并隨著螺旋翅片厚度、數(shù)目、螺旋周期的增加，相變材料的熔化時間縮短，換熱性能不斷提升。鄭章靖等［14］針對套管式相變儲熱器內(nèi)填充兩級多孔介質(zhì)的熔化過程開展研究，發(fā)現(xiàn)當載熱流體入口段多孔介質(zhì)的孔隙率大于出口段時，可縮短完全熔化時間，提升儲熱速率。韓廣順等［15］研究列管式相變儲能換熱器的儲熱換熱性能，模擬結果表明，減小列管中心距可提高儲熱速率，降低完全熔化時間。

綜上，當前關于相變蓄熱器換熱特性的研究更多集中在對儲熱過程的研究，而對于釋熱過程的研究相對較少。本文針對一種家用太陽能蓄熱式熱水器，設計并制備一種放射形相變蓄熱器，搭建實驗臺對相變蓄熱器的釋熱特性進行研究，并結合三維數(shù)值模擬分析入口流量、進水方式、翅片型式等因素對換熱的影響規(guī)律。研究結果可為相變蓄熱器的應用及性能優(yōu)化提供指導。

1 實驗系統(tǒng)

1.1 相變蓄熱器

圖1為本文設計并制備的相變蓄熱器，外形尺寸為208 mm×48 mm×385 mm。蓄熱器外殼為厚4 mm的有機玻璃，蓄熱器內(nèi)部放置放射形鋁制翅片結構（片厚0.4 mm），翅片內(nèi)部嵌套有兩排串聯(lián)的換熱圓管（304不銹鋼，內(nèi)徑5.5 mm，外徑6.5 mm），管內(nèi)流動工質(zhì)為去離子水，其中圖1c為本文所設計的翅片結構，該翅片為放射形分布，翅片由不銹鋼圓管向四周放射排布，在45°、90°等多個方向均布置有翅片。翅片空隙填充73型石蠟作為相變材料，利用熔化后液態(tài)相變材料的蓄熱功能實現(xiàn)對管內(nèi)水的加熱。差示掃描量熱儀測試結果顯示，該石蠟的相變溫度區(qū)間為70.6～80.4 ℃，相變潛熱為196.96 kJ/kg。

1.2 實驗系統(tǒng)

本文對放射形翅片相變蓄熱器的釋熱特性開展實驗研究，圖2為實驗系統(tǒng)示意圖。實驗系統(tǒng)由恒溫水浴鍋、隔膜泵、相變蓄熱器、儲水箱、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。溫度測量采用T型熱電偶，在蓄熱器進出口分別布置測溫點，由數(shù)據(jù)采集器進行記錄。實驗過程包含蓄熱和釋熱2個階段：蓄熱階段采用熱水熔化相變材料，將恒溫水浴鍋設置為82 ℃，將熱水泵送到蓄熱器內(nèi)對相變材料進行加熱，當檢測到出口水溫保持82 ℃不變時，則相變材料蓄熱完成，完全熔化；釋熱階段利用冷水來凝固相變材料，將恒溫水浴鍋設置為25 ℃，將冷水泵送到蓄熱器內(nèi)對相變材料進行冷卻，當觀察到相變材料完全凝固時，則相變材料釋熱完成。由于該相變蓄熱器在實際應用中主要實現(xiàn)對冷水的加熱功能，因此本文重點針對其釋熱過程的換熱性能開展研究。

由于實驗所采用的石蠟為白色，在釋熱過程中的相界面變化不明顯，故在相變材料中添加感溫變色粉用于觀察相變材料的相界面變化。該感溫變色粉為有機材料，可與石蠟均勻混合，當溫度超過70 ℃時為無色，隨著溫度降低顏色逐漸變?yōu)榧t色。實驗過程中通過相變材料的顏色變化進而可實現(xiàn)對相界面的追蹤。相變蓄熱器的換熱性能以其釋熱功率[Φ]進行評價，如式（1）所示。

[Φ=cqTo-Ti] （1）

1.3 誤差分析

實驗過程中需要直接測量的參數(shù)為冷卻工質(zhì)的進出口

溫度，其誤差包括：T型熱電偶的測量誤差（0.1 ℃）和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的誤差（0.1 ℃）。釋熱功率則是通過溫度計算間接求得。因此，其誤差可根據(jù)誤差傳播關系式獲得，如式（2）所示，式中間接變量[y]是直接變量[xj]的函數(shù)，[ui]表示測量參數(shù)的不確定度。經(jīng)計算，當前實驗釋熱功率的測量誤差為1.4%。

[uy=?y?x1ux，12+?y?x2ux，22+???+?y?xjux，j2=j=1J?y?xjuj2] （2）

2 數(shù)值模型

2.1 物理模型

本文對放射形相變蓄熱器的釋熱特性開展三維數(shù)值研究，所采用的物理模型如圖1所示。模型中假設相變材料的體積不發(fā)生變化，同時各項物性參數(shù)均取為常數(shù)，如表1所示。

2.2 數(shù)學模型

當前相變蓄熱器釋熱過程的換熱環(huán)節(jié)包括液態(tài)相變材料的凝固釋熱過程、液態(tài)相變材料與圓管及翅片間的自然對流換熱及導熱、圓管內(nèi)水的對流換熱。數(shù)值模型采用焓-多孔介質(zhì)模型來求解相變材料的凝固過程［16］。該模型采用固相率[f]來表示相變材料的相態(tài)，如式（3）所示。當固相率[f=0]時，相變材料為液態(tài)；當固相率[0lt;flt;1]時，相變材料為固液熔融狀態(tài)；當固相率[f=1]時，相變材料為固態(tài)。

[f=0，" Tflt;TTf-TTf-Ts，" Ts≤T≤Tf1，" Tlt;Ts] （3）

為描述液態(tài)相變材料的自然對流，采用Boussinesq假設來處理相變材料密度隨溫度的變化［17］。該假設中流體的密度及其他物性參數(shù)是常數(shù)，動量方程中浮力項的密度是溫度的函數(shù)，如式（4）所示，其中[ρ0]為相變材料初始密度，kg/m3，[β]為熱膨脹系數(shù)，K-1，[Tref]為參考溫度，℃。

[ρ=ρ01-βT-Tref] （4）

基于上述模型及假設，數(shù)值計算所采用的控制方程如式（5）～式（7）所示。

質(zhì)量方程：

[?ρ?t+▽·ρv=0] （5）

動量方程：

[??tρv+▽·ρvv=-▽p+▽·μ▽v+ρg+S] （6）

能量方程：

[??tρH+▽ρvH=▽·λ▽T] （7）

式中：[ρ]——密度；[v]——速度；p——壓力；[μ]——動力黏度；[g]——重力加速度；[S]——方程源項，[S=105v1-f2f3+10-3]［16］；[H]——相變材料的焓值，[H=TrefTcdT+fh]，其中h表示潛熱值；[λ]——導熱系數(shù)。

對于邊界條件，相變蓄熱器的外壁面采用第3類邊界條件；工質(zhì)入口采用速度入口；工質(zhì)出口為自由出流：相變材料初始溫度為82 ℃。

2.3 計算網(wǎng)格與方程離散

本文采用Gambit軟件對物理模型進行網(wǎng)格劃分，圖3所示為所建立的計算網(wǎng)格系統(tǒng)，其中彎管處采用四面體網(wǎng)格，其余部分采用六面體網(wǎng)格。控制方程的離散及求解采用商用軟件Fluent18.0進行，其中壓力與速度的耦合采用SIMPLE方法進行處理，控制方程離散格式采用二階迎風格式，壓力、密度、體積力、動量、固相率和能量的松弛因子數(shù)值分別為0.3、1、1、0.7、0.9、1。計算開始前以[q=700] mL/min的工況對網(wǎng)格及時間步長進行獨立性校核，結果如表2所示，最終確定的網(wǎng)格數(shù)量為725679，時間步長為0.5 s。

3 結果分析

3.1 非穩(wěn)態(tài)換熱特性

選用冷卻工質(zhì)流量[q=600] mL/min進行實驗與數(shù)值模擬，分析其換熱特性。圖4為蓄熱器的釋熱功率和相變材料的平均固相率隨時間的變化曲線。由圖4可知，釋熱功率的實驗值與模擬值符合較好，證明了當前數(shù)值模型的正確性，在換熱前期二者最大誤差不超過6%，在換熱后期二者的誤差則有所增大。

從圖4可知，結合數(shù)值模擬得到的釋熱功率曲線和固相率曲線，蓄熱器的非穩(wěn)態(tài)釋熱過程可劃分為3個階段：液態(tài)顯熱區(qū)間、潛熱區(qū)間、固態(tài)顯熱區(qū)間。在液態(tài)顯熱區(qū)間（[τ≤25 s]），相變材料與冷卻工質(zhì)之間的換熱溫差較大，再加上放射形翅片的強化傳熱作用，使得冷卻工質(zhì)的出口溫度快速上升并達到峰值，因此蓄熱器的釋熱功率隨時間快速上升達到峰值。同時，此階段中隨著蓄熱器內(nèi)熱量不斷被冷卻工質(zhì)帶走，相變材料逐漸開始凝固，平均固相率逐漸上升。在潛熱區(qū)間（[25 slt;τ≤300 s]），隨著換熱過程的進行，蓄熱器所儲存的熱量逐漸減少，因此出口水溫不斷降低，蓄熱器功率逐漸下降，同時由于該階段相變材料的潛熱釋放發(fā)揮重要作用，因此釋熱功率的下降速率相對緩慢；同時相變材料的固相率逐漸上升，到[τ=300] s時已完全凝固。在固態(tài)顯熱區(qū)間（[τgt;300]s），固相率[f=1]，潛熱釋放完畢，蓄熱器的熱量均以顯熱形式釋放，故釋熱功率下降速率有所增加。此外，觀察到固態(tài)顯熱區(qū)間實驗值與模擬值誤差明顯大于其他2個階段，這是由于模擬未考慮固液相變密度及導熱系數(shù)的變化，而實驗過程中隨著凝固的發(fā)生，相變材料體積逐漸減小，使得翅片與相變材料之間產(chǎn)生間隙，熱量傳遞變差，因此蓄熱器的釋熱功率下降速度相對模擬值更慢。同時導熱系數(shù)變化也是導致誤差的原因之一。

為了深入分析相變過程的傳熱現(xiàn)象，分別在以上3個階段各選取一個特征時間點（[τ=25]s、[τ=150]s和[τ=400] s）進行場圖分析。圖5為3個時刻下蓄熱器正視圖方向的固相率分布場圖，其中圖5a中的虛線是根據(jù)相變材料顏色變化定性畫出的固相線。由圖5a可知，3個時刻下實驗與模擬得到的固相界面圖吻合較好。在[τ=25]s時相變材料剛開始凝固，[τ=150 ]s時相變材料已凝固約34%，[τ=400 ]s時相變材料完全凝固。同時注意到，在[τ=25]s和150 s時，蓄熱器左上方固相線移動速度略快于左下方，這是由于液態(tài)相變材料的

自然對流作用，使得蓄熱器上部的換熱要強于下部，因此此處凝固速度相對較快。

圖6為3個特征時刻下蓄熱器A-A截面（如圖1c所示）的固相率場圖、速度場圖、溫度場圖。

如圖6a所示，在[τ=25]s時，蓄熱器內(nèi)相變材料剛開始凝固，平均固相率為0.11，冷卻工質(zhì)入口所在的上排管束由于換熱溫差更大，導致固相率高于下排管束；[τ=150]s時，入口處附近管束相變材料已基本凝固，同時可觀察到上下排翅片單元交界處固相率略高，其中入口與出口所在的翅片單元交界處此現(xiàn)象較為明顯；[τ=400]s時，相變材料已全部凝固。如圖6b所示，在[τ=25]s時，蓄熱器內(nèi)相變材料處于液態(tài)，因此自然對流較為強烈，同時可觀察到入口處由于相變材料的凝固導致自然對流速度較弱，而上下翅片單元交界處自然對流最為明顯；[τ=150 s]時，隨著相變材料的大量凝固，自然對流被明顯削弱，此時出口處所在的下排管束有微弱的自然對流；[τ=400 s]時，由于相變材料完全凝固，已觀察不到自然對流現(xiàn)象，此時換熱方式完全為固態(tài)相變材料與翅片及圓管之間的導熱。如圖6c所示，在[τ=25 s]時，蓄熱器內(nèi)整體溫度仍較高，而翅片附近由于熱量傳遞劇烈使得溫度降低最快，其中入口附近管束此現(xiàn)象較明顯；[τ=150 s]時，由于入口處相變材料已基本凝固，此處熱量釋放以固態(tài)顯熱為主，因此溫度下降速度較快，而其他區(qū)域仍處于釋放潛熱階段，故入口處較其他區(qū)域溫度梯度較大：[τ=400 s]時，蓄熱器的熱量完全以顯熱形式釋放，因此相變材料的溫度梯度較小，入口處附近溫度整體較低。

3.2 冷卻工質(zhì)流量的影響

圖7是蓄熱器在不同入口流量下釋熱功率、固相率隨時間的變化曲線。如圖7a所示，冷卻工質(zhì)的流量越大，蓄熱器的釋熱功率下降速度越快，不同工況的釋熱功率曲線出現(xiàn)交叉。以[q=750]和600 mL/min為例，當[τlt;300 s]時，工質(zhì)流量越大的工況，其管內(nèi)對流換熱越劇烈，因此給定時刻下蓄熱器的釋熱功率越大，但這也導致蓄熱器儲存的熱量迅速減少，釋熱功率下降速度較快，因此當[τ≥300 s]時，給定時刻下750 mL/min工況的釋熱功率反而小于600 mL/min工況。

如圖7b所示，工質(zhì)的流量越大，管內(nèi)換熱越劇烈，因此蓄熱器內(nèi)相變材料的凝固速率越快，300 mL/min工況的相變材料在549 s時完全凝固，工況450、600、750 mL/min的完全凝固時間分別為377、300、261 s，分別提前了31%、45%、52%。同時注意到，隨著工質(zhì)流量的增加，凝固時間提前的幅度逐漸減小，這是由于在相變材料與管內(nèi)冷卻工質(zhì)的換熱過程中，由于相變材料的導熱系數(shù)較小，因此管外自然對流與導熱占據(jù)主要熱阻，故而管內(nèi)冷卻工質(zhì)的流量越大，其對整個換熱過程的強化作用越弱。同時流量增加也會導致泵功的增加，因此在實際應用中應綜合考慮選擇最佳流速。

3.3 進水方式的影響

上文中冷卻工質(zhì)在蓄熱器中為一進一出布置（如圖1c所示），本節(jié)對冷卻工質(zhì)采用兩進兩出交錯布置的工況（如圖8所示）進行分析。圖9為在不同進水方式下蓄熱器釋熱功率、固相率隨時間的變化曲線，兩種工況的工質(zhì)總流量保持一致。如圖9a所示，兩種進水方式的釋熱功率變化趨勢的區(qū)別并不明顯。當[τ≤25 s]時兩進兩出工況釋熱功率快速上升，同時注意到其釋熱功率的峰值略高于一進一出工況，這是由于兩進兩出入口位于不同位置，冷卻工質(zhì)與翅片間的換熱溫差較大，吸收熱量較多。當[25 slt;τ≤300 s]時，給定時刻下兩進兩出工況的釋熱功率略低于一進一出，這是由于當總流量一定時，兩進兩出工況單根管的流量為一進一出工況的一半，使得其管內(nèi)對流換熱被削弱，釋熱功率相對較低，但這也導致兩進兩出工況下蓄熱器熱余量更多，釋熱功率下降速度更慢，因此當[τgt;300 s]時，給定時刻下兩進兩出工況的釋熱功率反而略高于一進一出工況。如圖9b所示，兩種進水方式的固相率變化速率相差不明顯，一進一出和兩進兩出工況的完全凝固時間分別為260、272 s。因此，改變冷卻工質(zhì)進水方式對蓄熱器的非穩(wěn)態(tài)熱響應的影響并不明顯。

圖10為蓄熱器在[τ=150 s]時不同進水方式下A-A截面（如圖1c所示）固相率場圖。由圖10可知，一進一出工況進水所在的換熱管附近固相率較高，相變材料已基本凝固，同時由于單個入口使得其管內(nèi)對流換熱較強烈，故上排管束有8根管附近的相變材料大量凝固；兩進兩出工況在兩個進水口處固相率均較高，上下兩排距離進水口的前4根管附近的相變材料均大量凝固，其固相率分布相對于一進一出工況更均勻，因此其換熱均勻性更好。

3.4 翅片型式的影響

本節(jié)對蓄熱器采用平板翅片（如圖11所示）與放射形翅片的換熱特征進行對比，兩種翅片的厚度均為0.4 mm，高度均為385 mm。圖12為不同翅片型式下蓄熱器釋熱功率、固相率隨時間的變化曲線。如圖12a所示，在[τ=291 s]時兩種翅片的功率曲線發(fā)生交叉。在[τlt;291 s]時放射形翅片釋熱功率高于平板翅片。這是由于平板翅片的結構特征使其僅在縱橫兩個方向上可強化相變材料的導熱，而放射形結構翅片在45°方向也可起到強化傳熱的效果，因此可更均勻地將熱量從相變材料內(nèi)部導出，使得蓄熱器整體的換熱效果得到強化。同時，放射形翅片由于采用星型放射分布，其相對于平板翅片可更有效地利用換熱器內(nèi)的空間，因此其翅片面積（2.03 m2）大于平板翅片面積（1.63 m2），進一步強化了換熱效果。在[τgt;291 s]時由于平板翅片蓄熱器熱余量更多，故平板翅片釋熱功率下降速率低于放射形翅片。如圖12b所示，平板翅片和放射形翅片的完全凝固時間分別為354、270 s。相比于平板翅片，放射形翅片蓄熱器完全凝固時間縮短了31%，這也是由于其傳熱更均勻?qū)е履趟俾矢臁?/p>

圖13為蓄熱器不同翅片型式下A-A截面的固相率場圖。由圖13可知，平板翅片在翅片單元交界處固相率明顯較低，傳熱效果差，順著流動方向，出口處所在的下排管束固相率低于上排管束；放射形翅片上排8根管束附近相變材料基本完全凝固，且其45°方向的翅片使得各單元之間相變材料傳熱更均勻，而平板翅片由于熱量不能及時從相變材料導出，使得所有管束附近相變材料的固相率梯度明顯更大；相比于平板翅片，放射形翅片固相率提高7.5%，傳熱更均勻，熱量可快速從相變材料導出，傳熱效果更好。

4 結 論

本文針對家用太陽能蓄熱式熱水器，制備一種放射形相變蓄熱器，利用實驗及數(shù)值模擬方法研究了蓄熱器的非穩(wěn)態(tài)熱響應特征及關鍵參數(shù)的影響規(guī)律。主要結論如下：

1）相變蓄熱器的換熱特征可分為3個階段：液態(tài)顯熱區(qū)間、潛熱區(qū)間、固態(tài)顯熱區(qū)間；在潛熱區(qū)間，相變材料的潛熱釋放作用使得蓄熱器的釋熱功率下降相對緩慢，同時自然對流的作用使得蓄熱器上部的相界面移動速度快于下部。

2）冷卻工質(zhì)流量越大，蓄熱器釋熱功率下降速率越快，相變材料完全凝固時間越短，但隨著流量的增加，完全凝固時間的縮短幅度逐漸減??；不同的進水方式換熱效果相差不明顯，但可改善蓄熱器的換熱均勻性。

3）相比于平板翅片，放射形翅片在45°方向的翅片使得各單元間相變材料的傳熱更均勻，進而提高蓄熱器的釋熱速率，完全凝固時間縮短31%。

［參考文獻］

［1］ HENG W L， WANG Z Y， WU Y L. Experimental study on phase change heat storage floor coupled with air source heat pump heating system in a classroom［J］. Energy and buildings， 2021， 251： 111352.

［2］ 王冬晴， 莊云飛， 張滴滴， 等. 分級相變儲放熱系統(tǒng)在日光溫室中的應用效果［J］. 太陽能學報， 2022， 43（12）： 104-111.

WANG D Q， ZHUANG Y F， ZHANG D D， et al. Application effect of graded phase-change heat storage and release system in solar greenhouse［J］. Acta energiae solaris sinica， 2022， 43（12）： 104-111.

［3］ WANG F D， HOU R S. Numerical study of nano-particle composite paraffin phase change heat storage capsule［J］. Journal of physics： conference series， 2022， 2194（1）： 012011.

［4］ BAI H J. Research on optimization of tube structure of phase change heat storage device［J］. Journal of physics： conference series， 2022， 2166（1）： 012040.

［5］ 閆全英， 王晨羽， 梁高金， 等. 用添加劑強化有機相變材料導熱性能的研究［J］. 太陽能學報， 2021， 42（9）： 205-209.

YAN Q Y， WANG C Y， LIANG G J， et al. Study on enhancing thermal conductivity of organic phase change materials with additives［J］. Acta energiae solaris sinica， 2021， 42（9）： 205-209.

［6］ LI W， KONG C C. Numerical study on the thermal performance of a shell and tube phase change heat storage unit during melting process［J］. Advances in mechanical engineering， 2014， 6： 360283.

［7］ 田揚， 趙明， 胡明禹， 等. 加肋旋轉(zhuǎn)對相變蓄熱器蓄熱性能的影響及場協(xié)同分析［J］. 太陽能學報， 2021， 42（3）： 395-400.

TIAN Y， ZHAO M， HU M Y， et al. Effect of ribbed rotation on heat storage performance of phase change thermal storage unit and field synergy analysis［J］. Acta energiae solaris sinica， 2021， 42（3）： 395-400.

［8］ 李永輝， 馬素霞， 謝豪. 管翅式相變蓄熱器性能的實驗研究［J］. 可再生能源， 2014， 32（5）： 574-578.

LI Y H， MA S X， XIE H. Experimental study on performance of tube-fin phase change storage［J］. Renewable energy resources， 2014， 32（5）： 574-578.

［9］ BHARADWAJ REDDY P， GUNASEKAR C， MHASKE A S， et al. Enhancement of thermal conductivity of PCM using filler graphite powder materials［J］. IOP conference series： materials science and engineering， 2018， 402： 012173.

［10］ 杜文清， 費華， 顧慶軍， 等. 癸酸-石蠟二元低共熔復合相變材料的制備及性能研究［J］. 太陽能學報， 2021， 42（7）： 251-256.

DU W Q， FEI H， GU Q J， et al. Preparation and properties" of" capric" acid-paraffin" binary" low" eutectic composite" "phase" "change" "materials［J］." "Acta" "energiae solaris sinica， 2021， 42（7）： 251-256.

［11］ TIAN Y， LIU X L， XU Q， et al. Bionic topology optimization of fins for rapid latent heat thermal energy storage［J］." "Applied" thermal" engineering，" 2021，" 194： 117104.

［12］ 任智彬， 黃河， 高佳徐， 等. 三維套管式加肋相變蓄熱單元的傳熱特性分析［J］. 動力工程學報， 2022， 42（5）： 437-443.

REN Z B， HUANG H， GAO J X， et al. Analysis of heat transfer characteristics of three-dimensional tubular ribbed chase" change" heat" "storage" unit［J］. Journal" of" Chinese Society of Power Engineering， 2022， 42（5）： 437-443.

［13］ 王君雷， 徐祥貴， 孫通， 等. 一種螺旋翅片式相變儲熱單元的儲熱優(yōu)化模擬［J］. 儲能科學與技術， 2021， 10（2）： 514-522.

WANG J L， XU X G， SUN T， et al. Simulation of heat storage process in spiral fin phase change heat storage unit［J］. Energy storage science and technology， 2021， 10（2）： 514-522.

［14］ 鄭章靖， 徐陽， 何雅玲. 梯級多孔介質(zhì)強化管殼式相變儲熱器性能研究［J］. 工程熱物理學報， 2019， 40（3）： 605-611.

ZHENG Z J， XU Y， HE Y L. Study on the performance of a shell-and-tube latent-heat storage unit enhanced by porous" "medium" "with" "graded" "porosity［J］." "Journal" "of engineering thermophysics， 2019， 40（3）： 605-611.

［15］ 韓廣順， 丁紅勝， 童莉葛. 列管式相變儲能換熱器強化換熱的數(shù)值研究［J］. 工程熱物理學報， 2016， 37（9）： 2012-2018.

HAN G S， DING H S， TONG L G. Numerical study on heat transfer enhancement of the cross-flow latent thermal energy storage heat exchanger［J］. Journal of engineering thermophysics， 2016， 37（9）： 2012-2018.

［16］ VOLLER V R， PRAKASH C. A fixed grid numerical modelling methodology for convection-diffusion mushy region phase-change problems［J］. International journal of heat and mass transfer， 1987， 30（8）： 1709-1719.

［17］ GRAY D D， GIORGINI A. The validity of the boussinesq approximation" "for" "liquids" "and" "gases［J］." International journal of heat and mass transfer， 1976， 19（5）： 545-551.

EXPERIMENTAL AND NUMERICAL STUDY ON HEAT DISCHARGE CHARACTERISTICS OF PHASE CHANGE HEAT

ACCUMULATOR WITH RADIAL FINS

Wu Bin1，2，Zhang Jiajie1，2，Nie Jiao3，Shi Ying1，Ma Suxia1，2

（1. College of Electrical and Power Engineering， Taiyuan University of Technology， Taiyuan 030024， China；

2. Shanxi Research Institute of Huairou Laboratory， Taiyuan 030032， China；

3. Shenzhen Angel Drinking Water Industry Group Corporation， Shenzhen 518108， China）

Abstract：Aiming at the problem of space-time mismatch of solar heat utilization， a kind of heat accumulator of phase change with radial fins is designed and fabricated. The characteristics of the heat discharge power of the heat accumulator and the solid fraction of the phase change material during the heat discharge process are studied experimentally and numerically. The effects of cooling water flow rate， water influent mode and fin type on the heat discharge performance are discussed. The results show that the heat discharge process of the heat accumulator can be divided into three stages： liquid sensible heat stage， latent heat stage and solid sensible heat stage. The latent heat release of phase change materials during the latent heat stage makes the heat discharge power decrease relatively slowly. The case with the higher flow rate of water behaves， the faster decrease rate of heat discharge power and the shorter solidification time. The effect of water influent mode on the heat transfer feature is not obvious， but it can improve the heat transfer uniformity of heat accumulator. Compared with the flat fin， the heat conduction of phase change material between each fin element for the radial fin is more uniform， the solidification time for that is reduced by 31%， and the heat transfer rate for that is improved.

Keywords：phase change； latent heat； numerical simulation； solid fraction； heat discharge power