球形高溫定形復合相變材料填充床蓄熱器蓄熱性能的實驗分析

馬承渝,呂碩,朱桂花,3,張盼

（1.北方民族大學化學與化學工程學院，寧夏銀川 750021；2.北方民族大學機電工程學院，寧夏銀川 750021；3.國家民委化工技術基礎重點實驗室，寧夏銀川 750021）

0 引言

熱能儲存（Thermal Energy Storage，TES）系統既能克服太陽能供能時的波動性，又可提高能源的利用效率[1]～[3]。使用球狀相變儲能體作為單罐儲熱系統的蓄熱單元，可有效提高蓄熱罐的蓄熱效率，同時，球狀相變儲能體具有比表面積大、易更換和儲能密度大等特點，因此，這類填充球狀相變儲能體的儲能系統受到廣泛關注[4]。

國內外學者針對填充球狀類儲能系統的數值模擬和實驗做了許多研究。在數值模擬方面，夏莉通過簡化模型，建立了二維球形填充床數學模型進行模擬，模擬結果表明，通過等效熱熔法可以解決相變效果差的問題[5]。Li對高溫堆積床蓄熱系統進行了數值模擬，研究了不同直徑的球形蓄熱單元對堆積床蓄熱系統性能的影響，研究結果表明，蓄熱單元直徑越大，對堆積床蓄熱性能的影響越大[6]。任紅霞模擬了相同直徑蓄熱管組成的高溫相變蓄熱器的蓄熱過程，并根據得到的液相率和PCM溫度變化云圖等數據，提出了新的組合方式，通過數值模擬得到，組合后的蓄熱器在蓄熱量不變的情況下，有效減少了蓄熱時間[7]。在實驗研究方面，李培濤以石蠟為相變材料，建立了圓柱形等距螺旋盤管式相變蓄熱裝置，研究了不同工況下，傳熱流體對蓄熱系統總蓄熱量的影響，研究結果表明，增大蓄熱器的入口溫度和傳熱流體的質量流量，均可增加蓄熱系統的總蓄熱量[8]。Karthikeyan搭建了一種應用于低溫太陽能空氣加熱的蓄熱器，通過實驗發現，影響蓄熱器蓄熱性能的主要因素為蓄熱球直徑、傳熱流體進口處溫度和流量[9]。Alam以硝酸鈉為相變材料，通過對TES系統的實驗研究發現，蓄熱器入口處蓄熱單元的蓄熱時間少于其他位置，并探究了傳熱流體的質量流量對蓄、放熱時間和整個蓄熱器壓降的影響[10]。

目前，對TES系統的實驗研究主要集中在中低溫封裝式相變材料，而對高溫復合相變材料的研究較少。將相變介質與基體材料復合得到的材料稱為定形復合相變材料（Form-stable Phase Change Materials，FSPCM），工作溫度在500℃以上的定形復合相變材料稱為高溫定形復合相變材料（以下簡稱為高溫FSPCM）。目前，由于高溫FSPCM具備耐腐蝕、熱穩定性好和力學性能優良等特點，因此，在制備相變材料方面備受關注[11]，[12]。楊俊杰以粉煤灰為基體材料、Al-Si合金粉為相變介質，通過混合燒結法制備了直徑為15 mm的球形高溫定形復合相變材料（以下簡稱為蓄熱球），蓄熱球具有傳熱表面積大、耐腐蝕性好和易更換等優點，在太陽能熱能發電和高溫工業余熱再利用等方面的應用前景廣闊[13]，[14]。

本文以文獻[13]制備的蓄熱球為蓄熱單元，填充于自行設計制作的填充床式高溫蓄熱器中，利用在西安交通大學熱流科學實驗室的高溫空氣流動實驗臺，對該蓄熱器的蓄熱性能進行研究，分析了不同工況下，蓄熱器的蓄熱效率和蓄熱速率等參數，為更好優化填充床式高溫蓄熱器提供了實驗參考。

1 實驗部分

1.1 蓄熱球的制備及其參數

以粉煤灰（質量分數為42%）為基體材料、Al-Si合金（質量分數為58%）為相變介質，利用干壓法成型，經混合燒結法制成直徑為15 mm的蓄熱球[13]。蓄熱球的密度為2 600 kg/m3，比表面積為235.62 mm2/g。蓄熱球實物圖見圖1，蓄熱球的熱物性參數由德國耐馳公司生產的STA449F5同步熱分析儀測得，蓄熱球的熱物性參數如表1所示。受儀器測量溫度限制，蓄熱球的液態比熱容是通過非線性最小二乘法估算得到。

圖1 蓄熱球實物圖Fig.1 Physical picture of heat storage ball

表1 蓄熱球的熱物性參數Table 1 Thermophysical parameters of heat storage ball

1.2 蓄熱器的設計與蓄熱系統

實驗基于西安交通大學熱流科學實驗室中高溫空氣流動實驗臺的匹配要求，設計了填充床式高溫（600～800℃）圓柱形蓄熱器，蓄熱器的材質為304不銹鋼[15]。填充床式高溫蓄熱器結構尺寸示意圖如圖2。其中，填充高度為365 mm，該蓄熱器共有650個蓄熱球，蓄熱球孔隙率為0.4；采用厚度為200 mm的硅酸鋁棉作為絕緣材料，包裹在蓄熱器的外壁上，傳熱流體為空氣。

圖2 填充床式高溫蓄熱器結構尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of regenerator structure size

高溫空氣流動實驗臺如圖3所示。高溫空氣流動實驗臺的工作流程：空氣進入空氣預熱器進行加熱，并由高溫電動閥控制空氣流量（不確定度為1.5%）；空氣溫度達到控制器設定溫度后，自上而下流經蓄熱器；最后，經空氣冷卻器降溫后排出。

圖3 高溫空氣流動實驗臺示意圖Fig.3 Schematic diagram of high temperature air flow test bench

本文利用K型熱電偶采集溫度，熱電偶的型號為WRNK-191；導體直徑為1.5 mm，溫度為0～800℃，最大允許誤差為±2.4℃。蓄熱器內分為3個截面，共布置18個測溫點。其中，S1～S6用于測量蓄熱球表面溫度，C1～C6用于測量蓄熱球球心溫度，A1～A6用于測量空氣溫度。由于蓄熱球具有相變介質分布均勻的特點，因此，在蓄熱球表面及中心各布置1個測溫點，可精確監控其蓄熱行為。熱電偶位置分布如圖4所示。

圖4 熱電偶位置分布示意圖Fig.4 Schematic diagram of thermocouple position distribution

實驗臺可安全進行實驗的最高溫度和流量分別為700℃和260 kg/h。實驗參數是基于蓄熱球參數設計的。首先，使蓄熱器的溫度保持在500℃；然后，基于3種不同蓄熱器空氣進口處溫度（610，630℃和650℃）和空氣的質量流量（140，200 kg/h和260 kg/h）進行實驗，采集各測試點的溫度和時間，并進行數據分析。

1.3 蓄熱性能評價指標

本文采用蓄熱器的蓄熱量（包括相變材料的潛熱、顯熱蓄熱量以及蓄熱器罐體的顯熱蓄熱量）、蓄熱時間、蓄熱速率和蓄熱效率等指標對蓄熱器蓄熱性能進行評價[10]。蓄熱器的蓄熱量Qs的計算式為

式中：mpcm為相變材料的質量，kg；Cp，s，Cp，l分別為固態、液態相變材料的比熱容，kJ/（kg·℃）；Tm為相變材料的熔點溫度，℃；Tini為蓄熱球的初始溫度，℃；Tin為蓄熱器空氣進口處溫度，℃；ΔH為相變潛熱，kJ/kg；mtank為蓄熱器罐體的質量，kg；Cp，tank為蓄熱器罐體的比熱容，kJ/（kg·℃）；Twall為蓄熱器壁面的平均溫度，℃。

空氣傳遞給蓄熱器的熱量Qch計算式為

式中：mf為空氣的質量流量，kg/h；Δτ為數據采集時間間隔，取5 s；Nch為蓄熱過程總的采集點數；Tout為蓄熱器的空氣出口處空氣溫度，℃；Cp，in，Cp，out分別為蓄熱器空氣進、出口處空氣平均定壓比熱容，kJ/（kg·℃）。

蓄熱速率指單位時間內蓄熱器吸收的熱量，蓄熱器蓄熱速率Pch為

式中：τch為蓄熱時間。

τch定義為蓄熱器中間位置的進口截面空氣溫度達到Tm-30℃時的時間作為起始時刻（即A1=546℃），蓄熱器中間位置的出口截面空氣溫度達到Tm+24℃（即A5=600℃）時的時間作為終止時刻，起始時刻與終止時刻間的時間段為蓄熱時間。

蓄熱效率指蓄熱器實際吸收的熱量與空氣提供給蓄熱器的熱量的比值。蓄熱效率ηch的計算式為

2 結果與討論

2.1 蓄熱器空氣進口處溫度對蓄熱球和空氣溫度的影響

2.1.1 蓄熱器中心縱向蓄熱球與空氣溫度分布

在蓄熱過程中，受蓄熱器熱損失和蓄熱球無序堆積導致的阻力的影響，在蓄熱器中形成了溫度梯度。蓄熱球在蓄熱過程中依次經歷了3個階段。階段1：固體顯熱蓄熱階段，此階段蓄熱球溫度曲線斜率與空氣一致；階段2：PCM潛熱與粉煤灰顆粒固態顯熱共同蓄熱階段，此階段PCM開始熔化吸熱，蓄熱球溫度曲線斜率小于空氣；階段3：PCM液態顯熱與粉煤灰顆粒固態顯熱蓄熱階段，此階段PCM完成吸熱，蓄熱球溫度曲線的斜率與空氣一致。由于蓄熱器在高溫狀態下工作時，能夠采取的保溫措施有限，導致蓄熱器持續向環境放熱，存在熱損失。空氣的質量流量為260 kg/h、蓄熱器空氣進口處溫度分別為610，630℃和650℃時，測定蓄熱器中心縱向蓄熱球與空氣溫度的變化情況如圖5所示。

圖5 不同蓄熱器空氣進口處溫度情況下，蓄熱器中心縱向蓄熱球與空氣溫度變化Fig.5 Temperature change of longitudinal heat storage ball and air at the center of heat accumulator under different inlet temperatures

由圖5可知，蓄熱器空氣進口處溫度越高，溫度梯度越大，蓄熱器達到穩態后，溫度梯度保持不變。在蓄熱器空氣進口處溫度為610℃的條件下，以A1，A3和A5的溫度為例，在300 s時，A1與A3的溫差為15.1℃，A1與A5的溫差為23.3℃，這說明空氣溫度沿流動方向逐漸降低。中間截面的蓄熱球被上下兩側堆積的蓄熱球夾在中間，為其提供了保溫效果。因此，中間截面球心與空氣間的溫差最小。

2.1.2 蓄熱器邊緣縱向蓄熱球與空氣溫度分布

圖6為不同蓄熱器空氣進口處溫度條件下，蓄熱器邊緣縱向蓄熱球與空氣溫度的變化情況。由圖可知，在階段2中的空氣進口截面處，蓄熱球球心溫度的變化趨勢更明顯，這是因為空氣在流經管道時，在近壁面形成了邊界層，導致空氣的流速和溫度在管道中心最大，并沿徑向降低，當空氣接觸進口截面的蓄熱球時，未受到阻力影響，同時空氣在邊緣處的流速和溫度小于蓄熱器中心處，這延長了空氣在球心處的換熱過程，因此，蓄熱球球心溫度曲線的斜率變化大于球表面和空氣[16]。

圖6 不同蓄熱器空氣進口處溫度條件下蓄熱器邊緣縱向蓄熱球與空氣溫度的變化情況Fig.6 Temperature change of longitudinal heat storage ball and air at the edge of regenerator under different inlet temperatures

2.1.3 蓄熱器中間截面徑向蓄熱球與空氣溫度分布

圖7為不同蓄熱器空氣進口處溫度條件下，蓄熱器中間截面徑向蓄熱球與空氣溫度的變化情況。

圖7 不同蓄熱器空氣進口處溫度條件下，蓄熱器中間截面徑向蓄熱球與空氣溫度的變化情況Fig.7 Radiation of regenerative heat storage ball and air at the middle section of regenerator under different inlet temperatures

由圖7可知，蓄熱球在蓄熱器中心的溫度始終高于邊緣處，這是因為在中間截面處的蓄熱器中心的孔隙率小于邊緣處，導致空氣在邊緣處的阻力較小、流速較大，從而加強了空氣與壁面的換熱效果，增加了熱損失，因此，邊緣處蓄熱球的溫度較低，延長了蓄熱時間，使蓄熱球在蓄熱器中心的溫度始終高于邊緣處[17]。

2.2 質量流量對蓄熱球與空氣溫度曲線的影響

蓄熱器空氣進口處溫度為650℃、空氣的質量流量分別為140，200，260 kg/h時，蓄熱器中心縱向蓄熱球和空氣的溫度變化情況如圖8所示。

圖8 不同質量流量條件下蓄熱器中心縱向蓄熱球和空氣溫度的變化情況Fig.8 Temperature change of longitudinal regenerator ball and air of central axis of regenerator under different mass flow

由圖8可知，空氣的質量流量越大，蓄熱器達到熱平衡的時間越短，出口截面的溫度越高，在2 000 s時，出口截面溫度分別為621.1，624.7℃和627.4 ℃。

圖9為不同空氣質量流量條件下蓄熱器中部截面徑向蓄熱球與空氣溫度的變化情況。

圖9 不同質量流量條件下蓄熱器中間截面徑向蓄熱球與空氣溫度的變化情況Fig.9 Temperature change of radial regenerator ball in the middle section of regenerator under different mass flow

由圖9可知：空氣的質量流量越大，蓄熱器達到熱平衡所用的時間越少；蓄熱球溫度曲線的變化趨勢與空氣一致，這說明在蓄熱過程中，空氣的質量流量對蓄熱器溫度的影響小于蓄熱器空氣進口處溫度。

2.3 空氣溫度與流量對蓄熱器蓄熱性能的影響

基于不同工況下蓄熱球與空氣溫度的變化情況，對蓄熱器中間截面的蓄熱球（S3和C3）的數據進行了研究，根據研究結果探究蓄熱器空氣進口處溫度和空氣的質量流量對蓄熱器蓄熱性能的影響。蓄熱器空氣進口處溫度不同時蓄熱器的蓄熱性能如表2所示。

表2 蓄熱器空氣進口處溫度不同時蓄熱器的蓄熱性能Table 2 Heat storage performance of heat accumulators at different inlet temperatures

由表2可知，蓄熱器空氣進口處溫度越高，蓄熱器的蓄熱速率、蓄熱效率和蓄熱球的顯熱蓄熱量越高，這是因為空氣與蓄熱球間的溫差隨著蓄熱器空氣進口處溫度的升高而升高，從而加強了換熱效果，縮短了蓄熱時間導致的。蓄熱器空氣進口處溫度由610℃升高至650℃時，蓄熱器的蓄熱速率、蓄熱效率和蓄熱球的顯熱蓄熱量分別提高了335.1%，21.3%，27.2%。

質量流量不同時蓄熱器的蓄熱性能如表3所示。

表3 質量流量不同時蓄熱器的蓄熱性能Table 3 Heat storage performance of heat accumulator under different mass flow

由表3可知，空氣的質量流量越高，蓄熱器的蓄熱速率和蓄熱球的顯熱蓄熱量越大。空氣的質量流量從140 kg/h增至260 kg/h時，蓄熱器的蓄熱速率和蓄熱球的顯熱蓄熱量分別提升了84.5%和15.2%。空氣質量流量的增加使蓄熱器空氣出口處溫度升高，導致流經蓄熱器時，空氣的流動損失和散熱損失增大，蓄熱效率隨之下降，蓄熱效率降低了4.9%。

由于實驗儀器導致的測量誤差會影響蓄熱評價指標的計算結果，因此，在蓄熱器空氣進口處溫度為650℃、空氣的質量流量為260 kg/h的條件下，進行了3次實驗，并采集實驗數據；然后，通過實驗數據計算各參數的相對標準偏差（RSD）。表4為同一工況下蓄熱性能參數的計算結果。

表4 同一工況下蓄熱性能參數的計算結果Table 4 Calculation results of heat storage performance parameters under the same working conditions

通過對3次實驗數據進行計算發現，各參數的RSD<2%，這說明根據實驗數據計算得到的結果具有可靠性。

3 結論

本文以球形硅鋁合金/粉煤灰基高溫定形復合相變材料為蓄熱單元，設計制作了填充床式高溫（600～800℃）蓄熱器，利用高溫空氣流動實驗臺研究了蓄熱器的蓄熱性能，結論如下。

①空氣的質量流量不變時，蓄熱器空氣進口處溫度越高，蓄熱器的蓄熱速率越大。蓄熱器空氣進口處溫度從610℃升高至650℃時，蓄熱器的蓄熱速率提高了3倍多，蓄熱效率提高了21.3%。

②蓄熱器空氣進口處溫度不變時，空氣的質量流量越大，蓄熱器的蓄熱速率越大，質量流量從140 kg/h增大至260 kg/h時，蓄熱器的蓄熱速率增加了84.5%，但蓄熱效率下降了4.9%。

③增大空氣的質量流量可以增加蓄熱器的熱損失，降低蓄熱效率并增加能耗，因此，研究這類蓄熱器時，質量流量的選擇應綜合考慮蓄熱器的蓄熱速率和蓄熱效率。此外，改變蓄熱器空氣進口處溫度可以更好地改善蓄熱器的蓄熱性能。