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摘 要 針對管殼式相變儲熱單元換熱效率低的問題，設(shè)計一種帶有徑向矩形翅片的復(fù)合鹽管殼式相變儲熱單元，進行數(shù)值模擬并與實驗研究對比驗證，然后選擇適當(dāng)?shù)男阅苤笜?biāo)分析模擬結(jié)果。采用ANSYS FLUENT進行三維瞬態(tài)仿真，改變換熱流體入口溫度及儲熱單元翅片間距進行儲熱過程的數(shù)值計算，對相變材料溫度變化、傳熱過程及熔化情況進行對比分析。結(jié)果表明：提高換熱流體溫度和縮小翅片間距是有效強化換熱的手段。在本工作中，換熱流體與相變材料復(fù)合鹽CH3COONa·3H2O-KCl相變溫差每增加5 ℃，相變材料熔化速率分別提升54.98%、34.67%、23.92%、18.13%、14.45%，潛熱儲熱速率分別提升61.56%、45.79%、35.15%、27.04%、22.31%，速率提升效果均逐漸減弱。翅片間距每縮短10 mm，相變材料熔化速率分別提升32.37%、41.26%、38.66%，儲熱量隨之減少6.40%、11.95%、6.55%，儲能密度降低0.53%、10.97%、1.57%，實際應(yīng)用中需綜合換熱能力、成本等方面問題選擇合適的翅片間距。本工作可為實際工程中儲熱單元的設(shè)計優(yōu)化提供理論支持。
關(guān)鍵詞 數(shù)值模擬；相變儲熱；管殼式儲熱單元；中低溫相變材料；強化換熱
當(dāng)前，全球范圍的傳統(tǒng)能源日漸匱乏，但是中國城市化進程引領(lǐng)了建筑業(yè)快速發(fā)展，建筑能耗迅速升高。為盡早實現(xiàn)“碳達峰”和“碳中和”目標(biāo)，優(yōu)化能源結(jié)構(gòu)，大力發(fā)展可再生能源有重要意義?？稍偕茉础柲?，以成本低、普遍、無噪聲、安全性高等優(yōu)勢廣泛應(yīng)用于光伏、光熱發(fā)電等領(lǐng)域。太陽能是間歇能源，具有隨機性，不連續(xù)、不穩(wěn)定，易造成棄光現(xiàn)象，導(dǎo)致能源消納。利用相變儲能系統(tǒng)(phase change energy storage system, PCESS)可實現(xiàn)間歇能源的連續(xù)供能。相變材料(phase change material, PCM)的相變過程實現(xiàn)了不同能量間轉(zhuǎn)化，同時將能量暫時儲存起來，需要時再供給能量，從而協(xié)調(diào)能源供需平衡，降低能源消納比例。
PCM和儲熱單元是相變儲能系統(tǒng)的重要組成部分。大多數(shù)PCM都存在熱導(dǎo)率低的問題，導(dǎo)致?lián)Q熱流體(heat transfer fluid, HTF)和PCM之間的熱傳遞效率不高，制約了相變儲能系統(tǒng)的進一步發(fā)展。近年來，為提高PCESS的換熱效率，對相變材料的篩選及換熱器結(jié)構(gòu)的設(shè)計進行了深入研究。
復(fù)合相變材料能有效提高熱導(dǎo)率。魯博輝等制備石蠟/Fe3O4納米顆粒復(fù)合相變材料，當(dāng)納米顆粒的質(zhì)量分數(shù)為5%時，與純石蠟相比，固態(tài)和液態(tài)熱導(dǎo)率分別提升了53%和79%，完全熔化和凝固時間可分別縮短29.69%和29.81%；閔秀云等制備水合鹽復(fù)合相變材料，進行200次儲釋熱循環(huán)實驗，發(fā)現(xiàn)復(fù)合相變材料導(dǎo)熱性能顯著提高，是純基體材料的6.5倍，且具有良好的穩(wěn)定性。
添加翅片可以有效提高相變儲熱速率，翅片參數(shù)對儲熱速率起決定性作用。林道光等通過數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)翅片個數(shù)、高度和厚度的增加都能起到強化換熱的效果，但翅片的存在一定程度上會削弱熔化過程自然對流作用，強化換熱作用均會漸趨平緩；Kirincic等研究發(fā)現(xiàn)添加矩形翅片結(jié)構(gòu)相較于光管結(jié)構(gòu)，熔化和凝固時間分別減少約52%和44%；Nie等發(fā)現(xiàn)翅片數(shù)量從2個增加到10個，總儲熱和放熱時間縮短67.9%；Patel等發(fā)現(xiàn)翅片數(shù)量分別為4、6、8，完全熔化時間比無翅片結(jié)構(gòu)減少61.14%、64.25%和46.11%；Abdulateef等發(fā)現(xiàn)安裝翅片可以顯著提高PCM的熱導(dǎo)率，安裝3個翅片后，凝固時間最多可縮短43.6%；程昊天等對糖醇基矩形翅片管相變儲熱器傳熱性能進行數(shù)值模擬與實驗研究，發(fā)現(xiàn)增加翅片可顯著提升翅片區(qū)內(nèi)充放熱速率，但翅片間距小于10 mm對充放熱速率影響不明顯；韓濤等在臥式管殼換熱器內(nèi)管上加裝肋片，由于直肋強化了PCM熔化過程中的自然對流傳熱，直肋管的強化換熱效果比環(huán)肋管更好。
提高換熱流體溫度能夠增強其與相變材料之間的傳熱，從而提高儲熱速率。毛前軍等提高傳熱流體的入口溫度和流速，發(fā)現(xiàn)可以縮短相變材料的熔化時間，增加總儲熱量和平均儲熱速率；彭子安等發(fā)現(xiàn)傳熱流體溫度與相變溫度的差值越大，相變單元蓄/放熱速率越高，平均儲/放能率越大；溫差增大5 ℃，平均儲能率最大提高91%，平均放能率最大提高124%，但溫差增大造成的不可逆?損失也增大；羅意彬等發(fā)現(xiàn)隨熱源溫度提高，自然對流作用加強，完全熔化時間縮短；王瑋琦等提高換熱流體溫度與PCM相變溫度差，完全熔化時間縮短，但溫差大于40 ℃后對相變過程的促進效果減弱；王梅杰等綜述多種管殼式相變儲熱單元，發(fā)現(xiàn)HTF與PCM溫差越快，儲/放熱速率越高，肋片增強效果越好。
綜上所述，國內(nèi)外學(xué)者對相變儲熱單元的強化換熱方法做了大量的研究，提高換熱流體溫度和添加翅片是有效強化換熱的手段，但二者對強化換熱的影響規(guī)律仍可進一步研究。故本工作搭建實驗平臺，對帶有徑向矩形翅片的管殼式相變儲熱單元的儲熱特性進行實驗及理論分析研究。首先，建立三維模型，采用基于有限體積法的ANSYS FLUENT進行數(shù)值模擬。其次，用實驗研究驗證數(shù)值模擬結(jié)果，證明數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。最后，對儲熱單元的傳熱特性進行原理分析，研究換熱流體入口溫度及翅片間距對其儲熱性能的影響規(guī)律。
1 相變儲熱單元的物理模型
本工作設(shè)計一種帶徑向矩形翅片的蛇形管相變儲熱單元(圖1)，儲熱單元的外殼箱體由鋁合金制成，外殼尺寸為800 mm×500 mm×100 mm，翅片及管路由銅制成，翅片間距分別為10 mm、20 mm、30 mm、40 mm。采用中低溫相變材料復(fù)合鹽CH3COONa·3H2O-KCl填充在外殼與翅片管之間，管路中的換熱流體為水。相關(guān)材料物性參數(shù)，如表1、表2所示。
圖1 物理模型
表1 金屬物性參數(shù)
表2 復(fù)合鹽物性參數(shù)
2 數(shù)值模擬
2.1 數(shù)學(xué)模型
基于ANSYS FLUENT有限元軟件solidification/melting模型進行三維仿真。儲熱單元傳熱過程包括翅片管與固態(tài)PCM的熱傳導(dǎo)、翅片管與液相PCM的對流換熱、液相PCM與固相PCM的對流換熱，是相對復(fù)雜的非線性過程。
為簡化數(shù)學(xué)模型，進行如下假設(shè)。
①PCM是均勻的，物性參數(shù)是常數(shù)，不隨溫度、時間變化，各向同性。
②液相PCM是不可壓縮的，密度是恒定的，自然對流是層流，滿足Boussinesq假設(shè)。
③儲熱單元外壁面設(shè)置絕熱邊界，忽略系統(tǒng)與外界環(huán)境熱交換。
④認為相變過程是非穩(wěn)態(tài)的，是三維的。
⑤不考慮復(fù)合鹽相變過程的過冷現(xiàn)象。
在此基礎(chǔ)上，建立相變過程傳熱流體區(qū)域和相變材料區(qū)域的控制方程。
連續(xù)性方程(質(zhì)量守恒方程)見式(1)。
solidification/melting模型基于焓-孔隙率法，不追蹤相界面，采用液相分數(shù)表達熔化程度，迭代計算中根據(jù)焓平衡反映液相分數(shù)。計算單元內(nèi)孔隙率等于液相分數(shù)，PCM凝固狀態(tài)下孔液相分數(shù)為0，熔化狀態(tài)下為1，液相分數(shù)在0和1間的區(qū)域稱之為糊狀區(qū)，將糊狀區(qū)視為多孔介質(zhì)。
焓值計算方法見式(4)。
2.2 參數(shù)設(shè)置
（1）數(shù)值計算方法
模型結(jié)構(gòu)復(fù)雜且存在多域計算，網(wǎng)格形式選擇非結(jié)構(gòu)化混合型網(wǎng)格，如圖2所示。4種翅片間距模型網(wǎng)格的最大偏移量均小于最大限度0.85，滿足數(shù)值計算要求，通過網(wǎng)格獨立性驗證。求解器選擇3D雙精度、pressure-based、transient非穩(wěn)態(tài)；壓力和速度耦合項選擇coupled算法；采用層流、solidification/melting模型；采用Boussineqs假設(shè)計算自然對流，松弛因子設(shè)置為圖片、時間步長設(shè)置為20 s進行數(shù)值計算。
圖2 翅片管部分網(wǎng)格劃分
（2）邊界條件和初始條件設(shè)置
初始溫度設(shè)置為35 ℃；入口邊界條件設(shè)為質(zhì)量流量入口，入口流量為0.6 圖片；出口邊界條件設(shè)為壓力邊界條件；壁面邊界條件：翅片管內(nèi)壁面與HTF接觸面、翅片管外壁面與PCM接觸面均設(shè)置為耦合邊界。
2.3 實驗驗證
實驗所用的儲熱單元為采用翅片間距為30 mm的銅制翅片管與鋁合金外殼對PCM進行宏觀封裝的材料。相變單元箱體外部包裹足夠厚的隔熱棉，可忽略與環(huán)境的熱交換，熱交換只存在于PCM、翅片管和HTF之間。
為驗證數(shù)值模擬準(zhǔn)確性，選用PCM中心點溫度及儲熱量隨時間變化曲線作為驗證依據(jù)，分別選取HTF入口溫度為60 ℃、65 ℃、70 ℃，在HTF入口流量為0.6 圖片時的3組儲熱實驗及數(shù)值模擬結(jié)果，如圖3所示。從曲線變化可以看出，兩表中3組數(shù)據(jù)波動情況均一致，實驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果近似。為驗證仿真組與實驗組之間是否有差異，將實驗與仿真所得儲熱量進行顯著性檢驗，3組實驗與仿真儲熱量的P-value值均大于0.05，數(shù)據(jù)波動一致，方差相等，無顯著性差異。綜上可認為數(shù)值模擬建立的模型正確，模擬結(jié)果可用于帶有矩形翅片的管殼式相變儲熱單元的特性分析。
圖3 實驗仿真驗證 (a) 儲熱量；(b) PCM中心點溫度
2.4 評價性能指標(biāo)
為評價儲熱單元的傳熱特性及HTF入口溫度、翅片間距對其儲熱性能的影響，選擇以下分析指標(biāo)。
（1）累積儲熱量。PCM的儲熱量包括固態(tài)顯熱、相變潛熱以及液態(tài)顯熱，累積儲熱量計算方法見式(9)。
應(yīng)用熱力學(xué)第一定律，計算方法見式(10)。
3 結(jié)果與討論
本節(jié)詳細分析矩形翅片儲熱過程的熱量傳遞、PCM的溫度變化以及物態(tài)變化過程。
溫差引起熱量傳遞，并影響熱交換的速率，HTF溫度決定翅片管與PCM的溫差，HTF溫度越高溫差越大。為探究HTF溫度對儲熱過程的影響，通過數(shù)值模擬對PCM相變過程的熱量傳遞、中心點溫度、液相分數(shù)進行詳細模擬分析，并通過計算得出每一步長的累積儲熱量。
選擇翅片間距30 mm的儲熱單元進行6組工況下的模擬分析，如表3所示。初始溫度為35 ℃，HTF入口流量為0.6圖片，HTF溫度分別為55 ℃、60 ℃、65 ℃、70 ℃、75 ℃。
表3 工況
3.1 儲熱過程傳熱特性分析
圖4為在表3中工況3下，熔化過程的PCM中心點溫度、液相分數(shù)、熱通量q和累積儲熱量隨時間變化的曲線，其中液相分數(shù)0~1表示PCM固相至液相，可以很好展示出PCM熔化情況，圖5為工況3下PCM液相分布細節(jié)云圖。
圖4 工況3下液相分數(shù)、熱通量、累積儲熱量、PCM中心點溫度曲線
圖5 工況3下PCM液相分布細節(jié)云圖
由圖4可以看出，PCM熔化過程可以分為四個階段。
第一階段，溫度急劇上升，為顯熱儲熱階段，PCM通過翅片管與HTF以熱傳導(dǎo)的方式進行換熱，導(dǎo)熱熱流大，熔化速率高，瞬時熱通量q迅速減小。由圖5液相分布云圖可以看出固液相界面較平整，此時僅有小部分貼近翅片管的PCM熔化，大部分仍為固相。
第二階段，中心點溫度超過PCM固相溫度47 ℃，大部分PCM開始發(fā)生相變，液相分數(shù)不斷增大，溫度變化平穩(wěn)，出現(xiàn)溫度平臺，為吸收大量熱量的潛熱儲熱階段。由圖5可以發(fā)現(xiàn)PCM處于固-液混合狀態(tài)，液相因浮升力作用向翅片外移動，相界面不平行的遠離翅片管，自然對流加入換熱，為對流傳熱過程。該階段HTF通過翅片管與PCM進行的熱傳導(dǎo)作用減弱，熱對流作用增強，PCM熔化依舊保持高速率。隨著PCM不斷熔化，熔化層PCM厚度增加，導(dǎo)熱熱阻隨之增加，熱通量持續(xù)減小，但是由于自然對流的加入，熱對流增強，熱通量的降低變得緩慢。
第三階段，中心點溫度升高至50 ℃，到達PCM液相溫度，溫度再次明顯上升，該階段PCM大部分為液相，熱傳導(dǎo)逐漸被熱對流替代，熱通量q因熱傳導(dǎo)作用的消失呈下降趨勢，且下降速率略大于第二階段。當(dāng)液相分數(shù)到達0.92，熔化速率變小，累積儲熱量的增加速率也隨之變小，圖5顯示邊緣區(qū)域PCM熔化較慢，其原因是儲熱單元該部分未設(shè)計翅片排布。
第四階段，PCM的溫度逐漸接近于HTF溫度，溫差減小，液相分數(shù)緩慢升至1，PCM全部為液相，儲熱完成，熱通量q降至0。
3.2 HTF溫度對儲熱過程的影響
圖6曲線展示了表3中5組工況下，儲熱過程的PCM中心點溫度隨時間變化曲線。在儲熱過程的第一階段和第三階段，隨著HTF入口溫度的提高，中心點溫升速率提升不明顯。第二階段，溫度變化平穩(wěn)的潛熱儲熱階段，隨HTF入口溫度的提高，時長明顯縮短，潛熱儲熱速率提升，HTF入口溫度與PCM相變溫度差每提高5 ℃，潛熱儲熱速率分別提升61.56%、45.79%、35.15%、27.04%、22.31%。
圖6 PCM中心點溫度對比
圖7(a)曲線展示了5組工況下的液相分數(shù)0~1隨時間變化的曲線，隨HTF溫度的提高，液相分數(shù)增長速率變大，完全熔化時間縮短，但所提升的速率逐漸減小，HTF入口溫度與PCM相變溫度每提高5 ℃，PCM熔化速率分別提升54.98%、34.67%、23.92%、18.13%、14.45%。圖7(b)曲線展示了5組工況下的液相分數(shù)至0.92前隨時間變化的曲線，即不考慮無翅片排布區(qū)域，HTF入口溫度與PCM相變溫度每提高5 ℃，PCM熔化速率分別提升46.36%、37.01%、26.16%、19.84%、15.60%。
圖7 液相分數(shù)對比 (a) 液相分數(shù)至1；(b) 液相分數(shù)至0.92
圖8為瞬態(tài)熱通量q隨時間變化的曲線。隨著HTF入口溫度升高，HTF溫度與PCM溫度的溫差增大，導(dǎo)致翅片管與PCM之間的溫度梯度增大，初始熱通量增大。熱通量q變化的4個階段與換熱方式息息相關(guān)。第一階段，HTF與PCM主要通過熱傳導(dǎo)進行換熱，熱通量迅速減小，隨HTF入口溫度升高，PCM與翅片管溫差增大，熱傳導(dǎo)速率變大，熱通量減小變多。第二階段，相變潛熱儲熱階段，PCM與HTF不僅通過熱傳導(dǎo)進行換熱，且熔化的PCM與之通過熱對流進行換熱，為對流傳熱過程。隨著HTF入口溫度升高，PCM熔化速率越大，同一時間下熔化的PCM越多，熔化層PCM厚度越大，導(dǎo)熱熱阻越大，熱通量減小的速率越大。第三階段，PCM大部分熔化，熱傳導(dǎo)逐漸被熱對流代替，隨HTF溫度升高，PCM熔化速率越大，同一時間下的液相分數(shù)越大，熱傳導(dǎo)消失越早，熱通量q減小速率越大。第四階段，儲熱完成，PCM與翅片管間溫差基本消失，熱通量q降至0。HTF入口溫度越高，q越早降為0，即儲熱完成時間越短，與圖7中所示情況一致。第三、四階段瞬時熱通量q隨溫度變化呈相反趨勢，原因在于HTF溫度高的工況首先完成相變潛熱，進入對流換熱階段，熔化后的PCM形成較大的熱阻，故該階段熱通量q比溫度較低的工況小。
圖8 熱通量對比
圖9為總儲熱量隨HTF溫度變化的曲線，可以看出HTF溫度越高，完成儲熱的總儲熱量越多。式(10)中圖片與總儲熱量成正比，與上述現(xiàn)象一致。
圖9 總儲熱量對比
綜上，提高HTF入口溫度是有效強化換熱的手段，當(dāng)在HTF入口溫度從55 ℃上升到70 ℃的條件下進行儲熱時，相變潛熱儲熱速率變大，液相分數(shù)的增長速率變大，熔化完成時間縮短，換熱速率變大，但HTF溫度越高，變化率越不明顯。
綜合平均換熱系數(shù)衡量其強化換熱情況，在對流換熱過程中，隨著圖片變大，熱對流作用增強，整個儲熱過程中通過翅片管傳遞的熱傳導(dǎo)通量的增加速率小于溫升速率，即熱傳導(dǎo)作用被削弱，換熱器平均傳熱系數(shù)圖片減小，換熱器的傳熱效率降低。當(dāng)圖片大于一定值時，由于自然對流進行的強化傳熱受到限制，此時為傳熱增強與否的關(guān)鍵點。圖10繪制了所有工況下圖片數(shù)與換熱器平均傳熱系數(shù)圖片的關(guān)系曲線。從曲線可以看出，圖片隨圖片數(shù)的增加而減小，當(dāng)圖片≤0.23時，圖片迅速減小，當(dāng)圖片0.23，圖片隨圖片數(shù)的增加變化很小，當(dāng)圖片0.29后，圖片接近恒定，因此圖片=0.23是圖片減小的臨界點，是傳熱增強的關(guān)鍵工況，即隨著圖片變大，圖片對儲熱單元的傳熱效率影響減小。上述結(jié)論可用于管殼式相變儲熱系統(tǒng)的設(shè)計優(yōu)化。
圖10 Ste數(shù)與儲熱單元平均傳熱系數(shù)關(guān)系
3.3 翅片間距對儲熱過程的影響
為簡化分析翅片間距對儲熱過程的影響規(guī)律，忽略儲熱單元內(nèi)無翅片排布區(qū)域的PCM，認為除該區(qū)域外PCM完全熔化即完成儲熱。
選擇翅片間距為10 mm、20 mm、30 mm、40 mm，研究翅片間距對儲熱過程的影響。進行PCM最初處于固相，初始溫度為35 ℃，HTF溫度為65 ℃，HTF入口流速為0.6 圖片工況下的4組儲熱過程數(shù)值模擬。
圖11為4組不同翅片間距下PCM的液相分數(shù)隨時間變化的曲線。翅片間距縮短，液相分數(shù)增長速率變大。翅片間距40 mm縮短至10 mm熔化速率分別提升了32.37%、41.26%、38.66%。
圖11 不同翅片間距液相分數(shù)隨時間變化曲線
圖12~13為相同儲熱時間(t=1800 s，t=3600 s)不同翅片間距下的液相分數(shù)云圖和溫度云圖。相同時間內(nèi)，翅片間距越小，液相PCM越多，熔化速率越大。圖12(b)中液相分數(shù)分別為0.84、0.69、0.56、0.49，翅片間距為10 mm的儲熱單元翅片管附近的PCM基本完全熔化。圖13(a)~(b)展示4種翅片間距下，t=1800 s和t=3600 s的溫度變化情況。翅片間距越小，溫度變化越迅速，儲熱單元邊緣處未達到相變溫度的低溫度區(qū)域越小。
圖12 不同翅片間距液相分數(shù)云圖 (a) t=1800 s；(b) t=3600 s
圖13 不同翅片間距溫度云圖 (a) t=1800 s；(b) t=3600 s
根據(jù)傅里葉導(dǎo)熱定律和牛頓冷卻定律，接觸面積與熱傳導(dǎo)傳熱速率和對流傳熱速率皆成正比。因此，相同工況下，縮小翅片間距可以增加PCM與翅片管的接觸面積，增大傳熱面積，從而提升熱傳導(dǎo)傳熱速率，翅片間距過小導(dǎo)致翅片間PCM流動減弱，對自然對流有抑制作用，削弱了自然對流在熔化過程的增強效果，且翅片間距越小，抑制作用越明顯，同時可容納PCM的有效體積越小，如表4所示。
表4 不同翅片參數(shù)下可容納PCM體積
圖14~15為4組翅片間距下總儲熱量和儲能密度曲線。翅片間距越小，可容納PCM越少，儲熱量越小。翅片間距由40 mm縮小至30 mm，PCM儲熱量減少6.40%；由30 mm縮小至20 mm，PCM儲熱量減少11.95%；由20 mm縮小至10 mm，PCM儲熱量減少6.55%。同時儲能密度分別減小0.53%、10.97%、1.57%。
圖14 不同翅片間距下總儲熱量
圖15 不同翅片間距下儲能密度
綜上，翅片間距縮小提高了儲熱單元的儲熱速率，但降低了儲熱量及儲能密度，增加了制造成本，在實際工程中應(yīng)綜合成本、儲能密度及儲熱速率等參數(shù)進行設(shè)計選擇。
4 結(jié) 論
本工作研究了以復(fù)合鹽為相變材料、水為換熱流體的帶有矩形翅片的管翅式儲熱單元的儲熱過程，進行數(shù)值模擬并通過實驗驗證了其準(zhǔn)確性。詳細分析了儲熱單元儲熱過程的傳熱特性，研究了HTF入口溫度及翅片間距對儲熱單元儲熱性能的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論。
（1）儲熱過程可以分為4個階段，提高HTF入口溫度對第三階段(潛熱儲熱階段)的影響最大。HTF入口溫度與PCM相變溫度差每提高5 ℃，潛熱儲熱速率分別提升61.56%、45.79%、35.15%、27.04%、22.31%。
（2）在儲熱過程中，HTF入口溫度從55 ℃上升到70 ℃，PCM熔化完成時間縮短。HTF入口溫度與PCM相變溫度每提高5 ℃，PCM熔化速率分別提升54.98%、34.67%、23.92%、18.13%、14.45%。不考慮無翅片排布區(qū)域的情況下，HTF入口溫度與PCM相變溫度每提高5 ℃，PCM熔化速率分別提升46.36%、37.01%、26.16%、19.84%、15.60%。HTF入口溫度越高，熔化速率提升效果越不明顯。
（3）HTF入口溫度越高，Ste數(shù)越大，單位體積內(nèi)可儲存的能量越少，同時換熱器的平均換熱系數(shù)越小。通過圖片數(shù)和平均傳熱系數(shù)關(guān)系曲線，得到傳熱增強臨界值為圖片 0.23，可用于進一步的系統(tǒng)優(yōu)化，選擇較優(yōu)HTF入口溫度，以滿足實際工程應(yīng)用。
（4）對于同一工況下的儲熱過程，翅片間距每縮短10 mm，熔化速率分別提升32.37%、41.26%、38.66%。翅片間距縮小提高了儲熱單元內(nèi)PCM的熔化速率，提高了儲熱速率，但降低了儲能密度，增加制造成本，在實際工程中應(yīng)綜合上述參數(shù)進行設(shè)計選擇。
本研究的量化分析結(jié)果為光伏建筑熱電聯(lián)供系統(tǒng)提供了熱量供給側(cè)的理論基礎(chǔ)和技術(shù)支撐。
