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1、摘要：本文以板式相变储能单元为研究对象、石蜡作为相变材料，探究了不同单元结构内板式相变储能单元的蓄热过程，综合考虑相变储能单元中热电偶的布置、相变储能单元的宽高比及厚度的影响，对相变蓄热过程的换热效率进行了分析与讨论。结果表明：测点热电偶会加快石蜡熔化过程；液相材料内的自然对流加速了石蜡的熔化进程，使相变储能单元上部区域熔化速率高于下部区域；受浮升力以及换热面积的共同影响，宽高比为3：1的相变储能单元熔化速率最快，宽高比为2：3的储能单元熔化速率最慢；石蜡熔化总时长随厚度的增加呈抛物线形式增长。经济性分析表明，宽高比为3：1、厚度为30mm的相变储能单元为最优结构。关键词：相变储能单元；自然对
2、流；熔化过程；经济性分析近年来，为了弥补能源供需在数量、形态和空间上的差异，相变储能技术被广泛应用于余热回收、采暖空调、电力移峰填谷及太阳能存储等领域，而相变储能单元作为储能系统的关键部件直接影响系统的运行效率，其传热性能与蓄热单元的外形结构息息相关，研究储能单元结构对传热特性的影响将有助于设计更高效的相变储能系统，进而解决能源供需不平衡的矛盾。常用的相变储能单元结构包括板式和壳管式。Vyshak等对比研究了板式和壳管式储能单元内相变材料的蓄热过程，发现板式结构内的熔化时间明显少于壳管式结构内的熔化时间。Fuentes等研究了石蜡类相变材料在板式储能单元内的熔化过程，发现考虑自然对流时，相变材
3、料的熔化热流为纯导热热流的3倍，而液相材料自然对流的作用受多重因素影响，除相变材料自身物性外，主要受边界条件、封装结构和安装倾斜角的影响。Kamkari等发现板式储能单元内竖直热流方向的自然对流强度大于水平热流方向的强度，因此有必要研究板式储能单元的宽高比对蓄热过程的影响。Semma等研究了金属钱在底部加热的板式封装空间内的熔化过程，发现自然对流强度随封装空间有效宽高比的减小而增强，但Qarnia等在研究石蜡在侧面加热的熔化过程时发现自然对流强度随板式储能单元宽高比的减小而减弱。上述研究表明相变储能单元的结构与内部自然对流是影响相变传热效率的两个重要因素，且内部自然对流随储能单元的结构改变发生
4、变化，相变传热过程较为复杂，目前对板式相变储能单元蓄热特性的研究及结构优化仍不完善。为进一步深入研究熔化过程中相变材料的传热特性，本文开展了板式相变储能单元的可视化实验，分析自然对流、热电偶布置、储能单元宽高比和厚度对石蜡熔化过程的影响，为相变储能装置的优化提供理论依据。1板式相变储能单元的换热性能测试实验平台1.1实验材料石蜡具有无毒、无腐蚀性、成本相对较低等优点，被广泛用于相变储能系统。本文采用石蜡的热物性参数见表1,实验所用的相变储能单元采用厚度为2mm的亚克力板制作，其透光率达到92%以上，可方便观测熔化过程中固-液相界面的变化。表1石蜡热物性参数材料名称相变温度/热导率W(mK尸密度
5、kgm7比热容kJ(kgC尸固态液态固态液态固态液态石蜡22.1-32.50.360.168507652.152.301.2实验方案本研究中相变储能单元的熔化实验主要分为A、B两组，两组实验的相变材料种类和体积、边界条件、宽高比和厚度均相同，具体参数见表2；但A组实验采用热电偶和红外热像仪同时测量相变材料熔化过程的温度变化，B组仅采用红外热像仪测温，对比热电偶对熔化传热过程的影响。表2实验方案石蜡质量Zkg边界条件1宽高比2345厚度mm0.63250恒温1:32：33：33：23：120不同宽高比下的相变储能单元尺寸见表3,注入提前加热至50C的液相石蜡，后用橡胶塞密封顶部灌注孔。考虑石蜡熔
6、化时的体积膨胀，在石蜡上方均预留20mm的膨胀空间，其中宽高比指充注的相变材料的宽高比。A组实验中热电偶的具体布置如图1所示，为保证测得数据的准确性，同一测点高度处取两列测点的平均值为该高度下的温度值。石蜡内部和外壁面的温度变化情况采用热电偶测定，每秒采集一次数据；相变储能单元表面温度分布采用红外热像仪测温，每20min采集一次数据，同时记录固-液相界面的位置，直至所有材料完成熔化过程。表3不同宽高比下相变储能单元尺寸宽高比1：32：33：33：23：1宽115163200245345局365265220183135厚2020202020图1热电偶布置（单位:mm）2相变储能单元的蓄能测试实验
7、2.1 相变材料内部温度变化测试开始前将相变材料冷却至12左右，保证熔化测试时所有石蜡均为固相状态。实验开始时，将相变储能单元放置于温度为50的恒温环境室中，A组实验中各测点温度随时间的变化情况如图2所示。在实验测试的前40min内，相变储能单元外壁面温度迅速上升，高温壁面与石蜡之间的热传导使得储能单元内的石蜡温度迅速上升，但受熔化过程石蜡内部热阻的影响，石蜡温度上升速度小于壁面温度上升速度。当相变材料温度上升至25时，石蜡中的各测点温度趋于平稳，石蜡熔化吸收大量潜热；受石蜡等温熔化蓄热过程的影响，外壁面温度上升过程亦趋于平缓,保持与石蜡材料等值的温差逐渐升高。石蜡完全熔化后，液相石蜡材料温度
8、迅速上升吸收和储存显热，逐渐接近各测点对应的壁面温度。60SO100120140160180200220时间Jfnin204060KOI(M)120140160180200220Hfnlmin(c)A3(3：3)(b)A2(2：3)20406080100120140160180200220时间，Inin(d)A4(3：2)kITha-/内内*壁室R20406080100120!40160180200220时间Jminc)A550403020图2蓄热过程各测点温度随时间的变化曲线此外，各测点处对应的相变材料熔化时长如图2所示，其中熔化开始时刻和结束时刻为温度曲线切线交点处对应的时亥各上部测点处的
9、熔化时长均小于下部测点处的熔化时长。如图2(b)中，上部测点熔化时长为97min,而下部测点熔化时长为13Omin。这可能是由于：相变储能单元内顶部预留的20mm膨胀空间中含有空气，加热升温过程中空气温度迅速上升，因其比热容1.01kJ(kgC)小于固相石蜡的比热容2.15kJ(kgC),空气的温度大于固相石蜡的温度，热空气加速了上部固相石蜡的熔化；测试开始时紧贴壁面的固相石蜡熔化，熔化后的液相石蜡温度升高，在温度差和密度差的作用下液相材料上升，加速上部固相材料的熔化；熔化后的液相材料在储能单元上部聚集，并在液相材料内部产生自然对流，进一步加速固-液相界面处固相材料的熔化；液相材料上升时固相材
10、料下沉，下测点处蓄热过程主要以固相材料的导热传热为主，传热速率较低。2.2 相变材料蓄热过程液相率变化由上述热电偶测温曲线的变化规律可知，相同体积的相变材料在不同宽高比的储能单元中的熔化时间各不相同。为探究不同宽高比对石蜡熔化速率的影响，采用绘图软件读取所拍摄照片的直方图数据，并以像素为单位计算不同拍摄时刻下的固相石蜡体积，最终获得石蜡蓄热过程液相率随时间的变化规律。图3为Bl(l：3)储能单元内相变材料熔化过程中相界面与液相率的变化。如图所示，熔化过程中固液相界面呈现从上到下、由外到内的变化规律。储能单元中石蜡的蓄热过程主要分为4个阶段。熔化初期近壁面处石蜡处于固相状态，外部环境热量通过储能
11、单元壁面传至固相石蜡，紧贴壁面的固相石蜡熔化并在壁面处形成一层液相石蜡薄膜，该层薄膜黏附在储能单元壁面上，该过程持续20min;固.液相界面正视图为标准矩形，四个矩形角均为90。直角；由于固态石蜡的热导率较小，加之液相薄膜形成的热阻，该阶段熔化速率较小，以导热为主。随着熔化的进行，液相石蜡逐渐增多，靠近壁面处的液相石蜡温度迅速升高，密度减小,在固相材料和液相薄膜之间开始上升流动；受液相材料流动的影响，固-液相界面上部直接逐渐变为带一定弧度的拐角。同时，高温的液相石蜡聚集在储能单元上部，减小了顶部膨胀空间内空气与石蜡之间的传热温差，削弱了顶部空气对石蜡熔化速率的影响。该阶段为自然对流主导阶段，加
12、快了石蜡的熔化，此过程持续至12Omin。在120180min时段，随着石蜡的进一步熔化，相界面顶部拐角弧度进一步变大。此过程中固、液石蜡出现了明显分层，温度梯度逐渐减小，自然对流作用减弱，熔化速率减小，该阶段为自然对流减弱阶段。180min后为熔化末期，此时段液相石蜡占据大部分储能单元区域，传热温差小且固相材料和液相材料的接触面积逐渐减小，熔化速度减慢，该阶段以导热为主。100120140160180200I）各时刻相界Il正视图（b）不同时刻下的液相率图3B1（1：3）在不同时刻下的相界面正视图及液相率2.3 热电偶对相变材料蓄热过程的影响实验采用的热电偶为铜-康铜组成的T型热电偶，虽表面
13、包有绝缘层，但金属材质的热电偶因其导热性能优越，温度上升较快，实验观察到紧贴热电偶的相变材料出现局部优先熔化现象，如图4所示。为探明热电偶对相变材料蓄热过程的影响，本文设置B组对照实验，但仅采用红外热像仪测量储能单元表面温度变化。由图4可知在同一时刻下，B组测试中的固相石蜡体积比A组测试中的石蜡体积大约49cm3,即A组中实验中的石蜡熔化速度较快，即热电偶加速了石蜡的熔化过程。不同宽高比下相变储能单元A、B两组实验中石蜡完成熔化过程需要的时长见表4,不同结构下A组完成熔化所需的时间均小于相同条件下B组完成熔化所需的时间，平均减少约13mino图4宽高比为3:2的相变储能测试时刻为120min的
14、相界面位置对比表4A、B两组实验石蜡完成熔化过程所需的时长宽高比热电偶1：32：33：33：23：1A组熔化历时min有210230220210190B组熔化历时min无2202502302252002.4储能单元不同宽高比对蓄能过程的影响不同时刻下的液相率如图5所示，在相同体积的情况下，不同宽高比相变储能单元内材料完成熔化过程所需时间从短到长依次为B5（3：1）、Bl（l:3）、B4（3：2）、B3（3：3）和B2（2:3）。宽高比相反的B5（3：1）和Bl（l：3）相比，B5储能单元中材料熔化所需的时间更短，这是由于B5的底面积较大，液相材料上升导致固相石蜡沉至容器底部，加速底部固相材料的
15、熔化，同理可知B4储能单元中材料熔化速度大于B2储能单元中的熔化速度。Bl（l：3）储能单元与B3（3：3）储能单元相比，熔化时长较短，由于在相同体积的情况下，Bl储能单元的表面积最大，B3的表面积最小，因此Bl储能单元中材料熔化速度较快。此外，熔化过程中由密度差和温度差产生的浮升力随储能单元高度的增大而增大，储能单元越高浮升力越大，即液相材料内的自然对流传热作用越强，故BI储能单元内的熔化速度大于B4储能单元内的熔化速度。不同宽高比的储能单元内石蜡完成熔化过程需要的具体时长见图5,其中B5（3：1）储能单元内材料完全熔化所需时间最短为200min,B2（2：3）储能单元内材料完全熔化所需时间
16、最长为时间min图5不同宽高比的相变单元液相率随时间变化2.5储能单元不同厚度对蓄能过程的影响上述实验结果表明宽高比为3：1的相变储能单元内石蜡熔化速度最快。为了进一步探究储能单元结构对石蜡熔化快慢的影响，设计相变材料质量相同、宽高比为3：1、厚度不同的相变储能单元，具体的相变储能单元参数见表5。表5不同厚度相变储能单元结构尺寸编号ClC2C3C4宽mm345283245220高mm13511410293厚mm20304050图6为不同厚度的相变储能单元内材料熔化过程液相率随时间的变化。从图中可知，厚度为20mm、30mm、40mm、50mm的石蜡完全熔化所需时间分别为200min212min
17、22Omin、242mino熔化过程中石蜡液相率和储能单元厚度负相关，即在相同的体积和宽高比条件下，储能单元厚度越小，熔化的速度越快。但相变储能单元厚度越小，储存相同体积的相变材料所需的成本越大，因此在大规模使用时，不仅要关注熔化速率，同时还要考虑其经济性。图6不同厚度的相变单元液相率随时间变化为评价储能单元的经济性，不同厚度相变储能单元的成本与熔化速率的关系如图7所示。本文中各相变单元内石蜡的储能量均为1.46xlO5J,储能单元材料单价为0.0002元/mm2。不同厚度储能单元的熔化速率及各储能单元外壳的价格见表6。从图中可知，相变储能单元成本越高，石蜡熔化速率越快，但熔化速率提升速度随着
18、成本的增加而不断减小。当厚度从30mm降至20mm时，成本增加近1/3,而熔化速率仅增大3%。因此,对于大规模生产，宜采用宽高比为3：1、厚度为30mm的相变储能单元。另外,对于其他材料的储能单元，由于材料单位价格的不同会导致其计算结果与本实验存在差异。1211v三101416182022成本阮图7不同厚度相变单元的成本与熔化时长的关系表6C组熔化实验的熔化速率和成本厚度mm相变材料（石蜡）相变单元外壳（亚克力板）熔化时长min熔化速率/W表面积/104mm2成本/元个T2020012.1811.2322.473021211.798.8317.674022011.077.7715.555024
19、210.067.2214.443结论本文实验研究了板式相变储能单元中石蜡的熔化特性，并着重分析了相变单元中热电偶、不同宽高比和不同厚度对石蜡熔化的影响，结论如下。（1）石蜡熔化过程伴随着内部液相石蜡的自然对流，自然对流加速了石蜡熔化的进程，使得上部区域熔化速率大于下部区域熔化速率。（2）石蜡熔化传热过程分为四个阶段,熔化初期的导热传热阶段、自然对流主导阶段、自然对流减弱阶段和熔化末期的接触传热阶段。（3）测温元件的高导热性会加速相变材料的熔化过程，导致测量的熔化传热速率偏大。（4）受浮升力和换热面积的双重影响，宽高比为3：1的相变储能单元内石蜡熔化最快，2：3的储能单元内石蜡熔化最慢。（5）相
20、同的体积下，石蜡完成熔化过程需要的时间随石蜡的厚度减小而降低，但厚度的减小导致相变储能单元制作成本增加。通过经济性分析可知，30mm厚、宽高比为3：1的相变储能单元为最优结构。附相关参考资料：相变蓄热装置的研究方法和方向概述一、相变传热过程和数值求解方法通过分析研究装置内相变材料的相变过程可以得出装置内的温度分布，了解物性与边界条件对储放热过程的影响，掌握两相界面运动的规律，从而帮助设计储热装置，如所需的蓄热介质的总量，相变过程的时间等参数。相变蓄热装置内的传热过程通常包括以下几个方面：固液两相界面的移动、潜热释放、非线性；伴随着密度变化产生的空穴的形状、发展和位置；固相和液相的热传导；液态相
21、变材料的流动（自然对流、MarangOni对流、相变流动）；液态相变材料内的热传导和对流换热；穿过空穴的辐射和蒸发与凝结热交换等。对解析这类复杂情况和多维的相变问题，数值解法是唯一可行的手段。相变传热问题的数值解法可以分为两大类：一类是界面跟踪法或强数值解法，包括固定步长法、变空间步长法、变时间步长法、自变量变换法、贴体坐标法和等温面移动法等。另一类是固定网格法或弱数值解法，不需要跟踪固液两相界面的位置，把包含不同相态的求解区域作为整体求解，包括有等效比热容法和熔法。第1类方法多用于应对一维层面上的相变传热问题，而处理较为复杂的多维界面移动时则多选用第2类方法。以下对整体求解相变传热问题的等效
22、比热容法和熔法进行展开介绍。（1）等效比热容法（显比热容法）等效比热容法又叫显比热容法，其把物质的相变潜热看作是在一个很小温度范围内有一个很大的显比热容，从而把分区描述的相变问题转变为单一区域上的非线性导热问题，达到整体求解的目的。在相变界面随时间移动的过程中，大量的潜热热能会随着材料在固相和液相之间转换时被吸收或释放，材料自身的比热容也随着相态变化而改变。在以温度为待求参数的过程中，为使问题合理简化，常做出以下假定：相变材料的物性参数均为常数，即材料在固相和液相两种状态下参数值的变化可以忽略不计；相变过程中材料在液相状态下的自然对流传热的影响可以忽略不计；纯相变材料的热物性为各向同性；相变材
23、料区域内无其他热能产生或没有热量交汇。等效比热容法的缺点是当相变温度很窄时，如果时间步长稍大，计算过程就会越过相变区，导致忽略了相变潜热，造成计算结果失真。而对于在单一温度下发生的相变过程，其缺点就更加突出。（2）熔法模型焙法是将热熔和温度一起作为待求函数，在整个区域建立一个统一的能量方程，利用数值方法求出熔分布，然后确定两相界面。因此不需要跟踪界面，将固液分开处理，所以也就更适合多维的情况，数学上已证明焰法模型的基本方程和描述相变问题的常用方程是等价的。焙函数定义为显热比热容和相变潜热之和，是温度的函数，可表示为：HC0T1.f；因此，蓄热过程中温度与熔的关系可表示为：HHtc.,Cj1/2
24、匕多.HH.H.HHt其中，CP=(Cl+Cs)2为材料在相变区内的等效比热容；=(TI-TS)/2为相变温度范围的一半，也叫相变半径；HS=CS(Tm-)是固态的饱和比焰；Hl=Cl(Tm+)是液态的饱和比焙；1.为相变潜热；fl为液相率。焙法相比显比热容法具有方法简单、灵活方便、容易扩展到多维情况等优点,能够求解具有复杂边界条件以及非单调、多个界面的相变问题，已经成为目前求解相变界面问题的一种有效手段。二、相变蓄热装置的研究和性能优化进展设计高效、紧凑的储换热装置是提高储放热速率的关键之一。一般而言，一套完整的相变蓄换热装置主要由3部分组成，即相变材料、包裹相变材料的容器和传换热界面。目前
25、国内外学术界和工业界应用研究最为广泛的蓄换热装置主要包括填充床式、管壳式和板式蓄热装置3种，其结构分别如图13所示。图13不同类型的相变蓄换热装置填充床蓄热装置具有结构简单、换热面积大和换热效率高等优点。然而受限于内部复杂的扰流和强非线性相变过程特征，对其蓄放热过程研究变得比较困难。Yang等研究了一种由太阳能作为热源的多层型填充床蓄热器(相变温度分别为40、50、60C)o通过与传统的单型填充床进行比较，研究者发现多层型填充床床中的相变材料比单类型系统融化得早得多，出水温度也高于单型填充床。金波等为提高相变蓄热球填充床的蓄热性能，提出了一种沿流动方向减小球径的双层填充床，研究发现采用双层变球
26、径填充床结构后，下层相变球的换热效果有了明显提高，填充床的温度均匀性也有所提高。管壳式结构是工业应用较为广泛的另外一种蓄换热装置。目前对管壳式蓄热装置的性能研究主要集中在传热流体参数的考察和结构设计的优化上。添加翅片和内管偏心设置都是常见的强化传热手段。图14整理了不同学者针对传热强化研究所添加的不同结构翅片。Wang等研究了套管式相变单元内添加环形翅片以及翅片的高度、比例、相邻翅片间夹角对熔化过程的影响。此外，也有学者采用拓扑优化的方法对添加翅片结构进行优化，然后采用3D打印技术进行制造。值得一提的是，拓扑优化的方法是将蓄热过程和放热过程分开考虑的，如何对蓄热和放热过程进行耦合优化，将是未来
27、的研究方向之一。图14应用于管壳式蓄热装置的翅片传换热强化技术板式蓄换热装置相比较其他类型结构具有传热系数高、结构紧凑和热损失小等优点，但也存在密封性差和易堵塞、不易清洗等问题。为强化其传换热效率，不同结构形状的板片被研究和考察。见表6,常用的有人字行板、水平平直波纹板和锯齿形板等。以波纹传热板片储热装置来说，其传热流道中布满网状触点，传热流体沿着板间狭窄弯曲、犹如迷宫式的通道流动，其速度大小和方向不断改变，形成强烈的湍流，从而破坏了边界层，有效强化了传热。表6不同板型对板式蓄换热装置性能的影响换热板名称板形装传热面积11结构体枳变化/%放热时长/h平板OO5.51波纹板2.154.953.9
28、5梯形板2.154.963.69圆弧板2.275.214.63锯齿板2.666.123.62中空四边形板2.846.613.24中空半圆板2.847.183.61X形板3.277.603.88Z形板交叉板3.393.757.828.663.212.64注：在相同箱体体积(0.6mx0.93mx0.076m)下比较。蓄换热装置蓄放热性能由两个因素决定：一是装置自身结构，主要取决于传热流体和相变材料之间的换热面积；二是相变材料自身的热物性。因此，对蓄放热效率的优化也围绕这两点开展。目前应用的几种蓄换热装置（填充床式、管壳式、和板式）的优化技术已经较为成熟，但也要考虑过于复杂的结构设计所增加的制造成
29、本。此外，由相变材料的固有属性（低热导率和与封装材料低兼容性）导致的高界面热阻，是突破相变储热装置性能提升的重要研究内容。研究和开发基于复合相变材料的储热单元和装置，构建从装置到材料性能间的动态关联（图15）,从而实现装置层面快速可控，将是蓄热装置发展的重要方向。图15基于模块化复合相变材料的蓄换热装置设计以及构建装置和材料间的动态关联新型相变蓄热式电加热装置蓄热性能优化研究随着我国对石油需求的日益增加，更加有效的开采、储运原油成为石油领域的关注焦点，其中包括原油降黏的加热方式。现阶段加热方式主要分为2种，一是燃气或燃油锅炉加热，二是电加热。但是，燃气或燃油加热炉不仅加热造价高、效率低，而且尾
30、气排放量高，对资源和环境造成极大浪费和不可逆的污染，因此电加热成为主流的加热方式。另外，为缓解城市供电不足等问题，我国出台了“谷峰电价”，即用电高峰的白天电价较高，而在用电低峰的夜间电价较低。因而，夜间储能、白天用能的功能方式逐渐进入工业领域。相变材料是一种在温度不变的情况下而改变物质状态并能提供潜热的物质，因其具有在一定温度范围内改变其物理状态从而吸收或释放大量潜热的能力而被广泛应用于储能技术中。Wang等用三水合醋酸钠基复合材料测试了潜热储层，用于可变加热系统。显热用于短期蓄热，潜热用于长期蓄热。结果表明，相变材料在66%的测试循环中保持稳定过冷。与传统供暖系统相比，蓄热效果明显提高。然而
31、，大多数相变蓄热材料的导热系数都非常低，因此需要强化传热以满足工业生产要求。目前强化相变材料传热的方法有增加肋片、在相变材料中添加金属、将相变蓄热材料灌注在金属多孔层中等。Agyenim等发现纵向翅片的系统传热效果最好。Zhang等发现泡沫金属复合相变材料在强化传热方面比单一相变材料更有效。HUang等发现，与单一相变材料相比，泡沫银复合相变材料和泡沫铜复合相变材料的导热系数分别提高了1.8倍和7.51倍。以上研究针对相变材料性能，未涉及相变储能与其他能源互补的效果。然而,相关研究表明多能互补可有效降低能源消耗，提高能源利用率。因此，结合原油加热降黏法、谷电和复合相变材料技术，将热储能和电能高
32、效结合，设计并研制了一种新型相变蓄热式电加热装置，并对该装置的蓄热性能进行了模拟和优化，为原油降黏工艺的设计和运行提供了新思路。1装置介绍与模型建立1.1 装置介绍所设计的相变蓄热式电加热装置如图1所示。该装置主要由蓄热炉体外壳、换热盘管、电加热棒以及复合相变材料组成。其中，罐体长约4m,截面为圆形,内径为1.55m。炉体被一块分割板从中间分成上、下两部分，每部分内设有2根8里程的盘管和多根电加热棒，盘管总长约29m。相变复合材料分布在壳内的加热盘管与加热棒之间。(b)上半部分物理模里(C)下半部分物理模型图1相变蓄热式电加热装置示意图该装置壳体与内部盘管所用材料为碳钢，相变材料选用十二水硫酸
33、铝镂(NH4A1(SO4)212H2O)并添加不同孔隙率的泡沫金属银，此复合相变材料既可以防止原油在降黏时结焦，又具有较好的稳定性、高导热性和循环使用性。所用的材料物性参数见表Io表1材料物性参数材料比热/(Ukr)潘热/(U,)导热系数/(Wm,K)(-,)再来系Q,运动4度/(C十二水*酸缶帔I.402M0.53I6000.l2-山木工合物2.94-0.476943.0.003*0.47-5030-0.46-91.748900-在23:00-7：00时间段内，该装置上、下部分均进行蓄热过程，但上半部分在蓄热的同时进行放热，因此，在此时间段内，上半部分管内存在工质流动现象;在7:00-15:
34、00时间段内，该装置上、下部分均停止蓄热过程，上半部分相变材料进行热量释放来加热管内工质，下半部分进行热量储存;在15：0023：00时间段内，该装置上半部分所蓄热量已经不能满足管内工质出口温度要求，因此，将工质转入下半部分盘管内加热，上半部分不在进行使用，如此循环往复对原油进行加热降黏。重点对该装置在23:00-7:00时间段内装置的蓄热性能进行讨论。1.2 物理模型根据该装置在23:007:00时间段内的运行情况，利用CFD方法，针对装置上、下2部分蓄热性能分别进行数值模拟分析，并根据结果进行结构优化。上、下部分物理模型如图1(b)和图I(C)所示，其中盘管内为传热流体区域，壳内盘管与加热
35、棒之间的间隙为相变材料区域。为了准确而简便地研究该装置的蓄热性能，根据文献，作出如下假设:管内工质油水混合物为不可压缩流体;蓄热材料为各向同性，化学性质稳定，忽略相变过程中过冷和析出现象;盘管入口工质流动充分发展;忽略装置外壳的热量散失;泡沫金属银呈立体骨架式分布。1.3 数学模型1.3.1 传热流体区域数学模型传热流体区域采用流动换热的三大控制方程，即质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程。质量守恒方程如下：p,Hvtr+i=Oxyz动演守恒方程如下：a(p忆)a(pff)a(p匕匕)a(pr匕匕)+J(I)xyz2X2XHP+U1T+1.1.1-T产y2产疗x产,)Wpf匕匕)a(四匕匕
36、)xyz2y2y2yP+TjT+TT-TTxydzoya(pM)巩由匕匕),a(pf”,匕)夕潭:)(3)xy222Z2zPaxoyazOZ能量守恒方程如下：叫(p,)a(pyf)PteIi7Pct-7Ptc-xxM匕TJ.(2Tt2Tl2Tl(5)式(Il5)中，为时间;Pf为传热流体的密度;Cf为传热流体的比热;Tf为传热流体的温度;P为压强;vx、vy、VZ为传热流体在x、y、Z方向的速度;kf为传热流体的导热系数;f为传热流体的动力黏度。1.3.2 相变材料区域数学模型根据ANSYSFluent所提供的融化凝固模型，相变材料区域采用以孔隙率-熔法为基础的三大控制方程。连续性方程如下：式
37、中:为时间;PPCm为相变材料密度;Vx、Vy、VZ为x、y、Z方向流体的流速。动量方程如下：(9)Si=(明()(IO)式(7)(10)中，gx、gy、gz为x、y、Z方向上的重力加速度分量;P为压强;pcm为相变材料的动力黏度;Si为动量修正项;AmUSh为固液模糊区常数;为极小数;VP为牵连速度。能量方程如下：aS/Q.a(展J).MJHMj.dryF=Ml等+部s(Il)1dN-AN/(12)(13)/=l.rl-匚式(11)(15)中，T为相变材料的温度;HPCm为相变材料的熔值;Se为能量方程源项;kpcm为相变材料的热传导系数;href为参考熔值;Tref为参考温度;CPCm为相
38、变材料的比热容;1.由潜热性能表查得;B为液相率;TS为相变材料的完全凝固温度;T1.为相变材料的完全熔化温度。1.4 参数设置在进行非稳态计算中，选择求解模型为能量方程、k湍流模型和融化凝固模型，选择求解器为基于压力求解器，算法采用PISO算法。边界条件中，蓄热外壳为绝热壁面，盘管与换热流体、盘管与相变材料均为耦合界面，传热流体区域入口为速度入口，出口为自由流出。2计算结果分析2.1 蓄热性能分析蓄热愿中，加入孔隙率为0.8的泡沫金属银制成相变复合材料，并将蓄热过程分为上半部分和下半部分，蓄热时间为23：007：00。2.1.1 上半部分蓄热性能分析上半部分炉内设有12根加热棒，其功率均为5
39、00kWm3,其中4根均匀布置在炉壁与盘管之间，4根布置在盘管之间，4根布置在盘管与分割板之间，上半部分炉内加热棒布置方式见图2（八）o图2炉内加热棒布置方式示意图蓄放热8h后，上半部分盘管内工质出口温度曲线如图3,盘管内及相变复合材料液相分布和炉内温度分布如图4所示。420图4不同时间上半部分盘管内及相变复合材料液相分布（八）(c)与炉内温度分布云图(d)由图3可知，上半部分盘管内工质出口温度满足温升条件。由图4可知，随着蓄热时间推移，8h后上半部分炉内相变复合材料基本融化为液体，且相变复合材料的整体温度达到403K,即放热过程中相变材料的初始温度，所以该装置满足生产要求。但是，仍有靠近炉壁
40、的少部分材料未完全融化。另外，虽然相变复合材料的温度已满足生产要求，但是温度分布不均匀，内部与外围温度相差较大。因此，该装置上半部分虽可行，但有待改进。2.1.2 下半部分蓄热性能分析下半部分炉内加热棒布置方式与上半部分相似，设有12根加热棒，其功率均为IO(M)kW11A下半部分炉内加热棒布置方式见图2(b)。蓄热8h后，下半部分炉内相变复合材料液相分布和炉内温度分布如图5所示。由图5可知，8h后下半部分炉内近壁面相变复合材料基本融化成液体，且此时炉内相变复合材料整体温度已达403K,但少部分近壁面处相变复合材料出现未完全融化现象。因此,该装置下半部分有待改进。图5不同时间下半部分相变复合材
41、料液相分布（八）、(b)与炉内温度分布云图(c)(d)根据2.1.1小节和2.1.2小节数值模拟结果，出现相变复合材料未完全融化和蓄热后炉内温度分布不均匀的现象，原因可能是，首先，炉内加热棒分布不均匀可能导致靠近外壁侧的相变复合材料未完全融化且温度较低。其次，在23:007：OO时间段内，上半部分在进行相变复合材料蓄热的同时进行放热，而下半部分在该时间段内只进行蓄热，因而上半部分需要更大功率的加热棒以达到蓄放热温度要求。因此，可根据加热棒位置方式和加热棒功率进行相应的炉内结构调整以优化装置蓄热性能在，使该装置满足市场需求。2.2 结构优化分析该装置在蓄热过程中，首先，加热棒附近的相变复合材料温
42、度受到加热棒的加热而温度升高，并开始融化，随着时间的推移，在具有高导热性的泡沫金属催化下，热量加速向外扩散，直至炉内相变复合材料全部变为液态，此时蓄热过程结束。对于蓄热过程来说，电加热棒的功率和布置方式关系到加热是否均匀，相变材料温度是否可以均匀上升，因此，在2.1小节模拟结果的基础上，对炉内加热棒位置和加热棒功率进行优化调整，并对优化后的模型进行数值模拟分析。2.2.1 上半部分优化分析为保证上半部分在进行蓄放热的过程中相变复合材料和盘管内工质出口温度满足设计条件，改用功率为2800kWm3的加热棒加热，并将加热棒数量增至18根。对于加热棒位置，也做出相应调整，其中6根均匀布置在炉壁与盘管之
43、间，6根布置在盘管之间，6根布置在盘管与分割板之间，优化后上半部分炉内加热棒布置方式如图6（八）所示。（八）上半部分(b)下半部分图6优化后炉内加热棒布置蓄放热8h后，上半部分盘管内工质出口温度曲线如图7,盘管内及相变复合材料液相分布和炉内温度分布如图8所示。图7优化后上半部分盘管内工质出口温度曲线由图7可知，优化后上半部内工质出口温度与优化前略有差别，但满足温升条件。同时，由图8可知，蓄放热8h后，优化后上半部分炉内相变复合材料完全融化，且整体温度达到403K。因此，该优化方案合理。（八）ZSIi上隼珍渡福分*(bSiI上车导分发”分车(c*b上多部分*何分香图8不同时间优化后盘管内及相变复
44、合材料液相分布与炉内温度分布云图2.2.2 下半部分优化分析为避免下半部分相变复合材料融化不完全现象，将下半部分加热棒数量增至18根，布置方式与上半部分相似。同时，将加热棒13和加热棒18的功率调整为500kWm3,其余加热棒功率调整为900kWm30优化后下半部分炉内加热棒布置如图6(b)所示。蓄热8h后，下半部分炉内相变复合材料液相分布和炉内温度分布如图8所JO由图8可知，蓄热过程进行6.5h后，下半部分炉内相变复合材料完全融化,温度分布较为均匀，且此时相变复合材料整体温度已达403K。与优化前相比，利用此加热功率和加热布置方式，不仅可以保证蓄热过程结束后炉内相变复合材料完全融化且温度满足
45、生产要求，而且可以减少下半部分蓄热时间，即可以在运行6.5h后完成蓄热。综上所述，在对该装置进行优化后，由于装置内加热棒布置更加均匀合理，所以相变复合材料不仅在蓄热过程中的固液转变比较均匀，而且各个区域的温度上升比较均匀。同时，由于电加热棒数量的增加和单根电加热棒功率的减小，避免了蓄热过程结束后相变复合材料出现局部极高温的情况，从而高效利用能量。2.3 放热性能分析2.3.1 入口流量对放热性能的影响为了研究工质进口流量对放热过程的影响，选取相变材料初始温度为403K,孔隙率为。8,入口流速分别为0.2、0.3、0.40.5ms,换算成流量分别为1.4132.1202.826、3.533m3h,得到不同流量下出口温度变化如图9所示。005IOIS20IS503340HMXMTJTDMW3S0冷MO3J30320310图9不同流量下出口温度变化曲线如图9所示，在8h的放热过程中，不同流量有不同的出口温度，随着流量的不断增加，8h后出口温度不断减小，这是因为每次增加流量，所消耗的热量不断增加，损耗更多的热量来加热更多的工质。由于初始相变材料的温度较高，为403K,而管内工质入口温度仅为313K,此时管内工质与管外相变材料的温差很大，换热量因此很大，所以出口温度此时很高，随着放热过程的持续，管外的
