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摘 要 金屬蜂窩增強相變儲能系統(tǒng)是提升潛熱儲能效率的先進技術(shù)之一。為了研究其熔化儲熱性能，首先設(shè)計出循環(huán)水加熱系統(tǒng)，解決穩(wěn)定、均勻熱源問題。隨后開展恒定溫度下增強相變材料的熔化儲熱試驗，獲得熱量傳輸和熔化邊界演化特征。試驗研究發(fā)現(xiàn)，金屬蜂窩主要通過提升熱傳導(dǎo)率、削弱自然對流運動以及改變?nèi)刍瘍崮Ｊ降冉嵌扔绊懭刍瘍嵝省榱肆炕饘俜涓C的影響，建立流-固-熱三場耦合下的熔化儲熱計算模型。計算結(jié)果表明，5×5金屬蜂窩構(gòu)建的高導(dǎo)熱通道可使熱傳導(dǎo)率提升39.7倍，同時將液相自然對流傳熱效應(yīng)削弱至19.1%，整體熔化儲熱效率提升了67.1%。儲熱速率提升主要集中在0<f <0.5階段，而0.50<f <1階段的平均儲熱速率與純相變材料基本一致。在熱傳導(dǎo)與自然對流傳熱的競爭下，熔化儲熱效率隨蜂窩數(shù)目增長呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢，其中3×3蜂窩結(jié)構(gòu)的儲熱效率最低。蜂窩數(shù)目在(1×1)~(3×3)的范圍內(nèi)時，熱量傳輸由液相自然對流傳熱所主導(dǎo)；當(dāng)蜂窩數(shù)目大于3×3后，熱量傳輸將轉(zhuǎn)變?yōu)榻饘俜涓C熱傳導(dǎo)主導(dǎo)。
關(guān)鍵詞 金屬蜂窩；正十八烷；熔化儲熱；試驗測試；數(shù)值模擬
新能源和儲能新體系是科技進步和民生保障的關(guān)鍵所在。面對能源開發(fā)與利用間的時空不匹配導(dǎo)致的供需矛盾問題，開發(fā)先進的儲能系統(tǒng)可保證能源的轉(zhuǎn)化效率并實現(xiàn)穩(wěn)定流動，成為備受矚目的研究方向。在諸多儲能材料中，相變材料(phase change materials, PCM)因潛熱儲能密度高、儲熱溫度恒定、價格便宜、綠色環(huán)保等優(yōu)點，成為儲能系統(tǒng)的理想媒介，被廣泛應(yīng)用于建筑節(jié)能減排、工業(yè)廢熱回收以及太陽能儲熱等領(lǐng)域。
相變材料依據(jù)熔化溫度可分為低溫(小于90 ℃)、中溫(介于90~550 ℃)和高溫(大于550 ℃)3類，而按照化學(xué)成分可分為有機、無機和復(fù)合3類。常用的低溫有機相變材料，例如烷烴、脂肪酸等，均存在導(dǎo)熱性能差的天然缺陷。為了克服這一缺點，研究者提出了嵌入多孔金屬介質(zhì)構(gòu)建熱量傳輸通道、添加高導(dǎo)熱納米材料提升導(dǎo)熱率以及添加翅片來增加熱接觸面積等措施，有效地提升了有機相變材料的儲熱效率。Bose等回顧了擴展加熱面積和添加納米顆粒在提高相變材料導(dǎo)熱性方面的應(yīng)用，并建議將相變材料封裝以防止熱量損失。閉口金屬蜂窩結(jié)構(gòu)因具有表面積大、導(dǎo)熱性高且與有機相變材料結(jié)合好等優(yōu)點，與相變材料結(jié)合后不僅可改善傳熱，還可以提供空間緊湊性，同時避免液相泄漏，逐漸被用于設(shè)計增強相變材料。倪鵬等采用COMSOL模擬了金屬蜂窩對石蠟熔化儲熱性能的影響，指出金屬蜂窩增強效果存在0.77的熔化分?jǐn)?shù)閾值。Bian等通過分析熱源方向的影響，發(fā)現(xiàn)底邊、側(cè)邊、頂邊熱源下的金屬蜂窩可使石蠟儲熱效率分別提升2.7、5.5、69.3倍。進一步設(shè)計的梯度金屬蜂窩結(jié)構(gòu)，使得儲熱效率再次提升約21%。Liu等對比不同形狀、尺寸蜂窩腔內(nèi)自然對流條件下的相變材料熔化差異性，提出了蜂窩結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)。Cihan等系統(tǒng)分析了蜂窩壁厚、直徑等幾何參數(shù)對相變石蠟傳熱速率的影響。然而，采用金屬蜂窩提升相變材料的熱傳導(dǎo)率時，同步觸發(fā)了液相對流傳熱的尺寸效應(yīng)和熱源方向相關(guān)性，使得熔化儲熱機理變得極為復(fù)雜，對應(yīng)的相關(guān)研究成果鮮有報道。
本工作針對金屬蜂窩增強相變材料的熔化儲熱性能開展試驗測試與理論研究。首先開展恒定溫度下增強相變材料熔化儲熱試驗，測試熔化邊界演化特征。隨后建立流-固-熱三場耦合下的相變儲能計算模型，從熱傳導(dǎo)提升、自然對流削弱以及兩者相互競爭三個角度系統(tǒng)研究了金屬蜂窩的影響，進而明確增強相變材料熔化儲熱機理。在此基礎(chǔ)上，進一步分析蜂窩陣列結(jié)構(gòu)對熔化儲能效率的影響，研究成果為金屬蜂窩增強相變材料設(shè)計提供理論依據(jù)。
1 增強相變材料制備
增強相變材料由高導(dǎo)熱金屬蜂窩骨架和相變材料兩部分構(gòu)成，如圖1(a)所示。金屬蜂窩骨架長度為100 mm，單胞壁厚為0.5 mm，材質(zhì)為AlSi10Mg鋁合金，采用中瑞科技的iSLM280型金屬3D打印機制備的樣品見圖1(b)。相變材料選用正十八烷，其熔點為28.2 ℃、潛熱為243.5 kJ/kg。將金屬蜂窩骨架置于儲腔內(nèi)，并灌注正十八烷，可構(gòu)成金屬蜂窩增強相變儲能材料。
圖1 金屬蜂窩增強相變材料設(shè)計與制備
2 熔化儲能試驗
2.1 試驗裝置及測試方法
為了研究金屬蜂窩增強相變材料熔化儲熱性能，設(shè)計了圖2所示的熔化儲熱試驗。
圖2 金屬蜂窩增強相變材料熔化試驗裝置
（1）高精度恒溫槽由蟻博士科技有限公司生產(chǎn)，型號為MDC-0510，控溫精度為0.1 ℃。試驗時恒溫槽溫度設(shè)定為70 ℃。
（2）循環(huán)水箱腔內(nèi)尺寸為100 mm×40 mm×40 mm，厚度為10 mm，材質(zhì)為高透明亞克力板。水箱兩側(cè)安裝銅制閥門開關(guān)，并與恒溫槽外循環(huán)相連，形成高溫循環(huán)水加熱系統(tǒng)。
（3）高導(dǎo)熱銅板厚度為2 mm，通過耐高溫焊接膠與下部水箱、上部方腔粘接在一起，實現(xiàn)水箱內(nèi)熱量向腔內(nèi)相變材料的穩(wěn)定、均勻傳輸。
（4）方腔腔內(nèi)上下貫通，尺寸為100 mm×110 mm×10 mm，材質(zhì)為高透明亞克力板，便于實時監(jiān)測記錄腔內(nèi)相變材料的熔化邊界形態(tài)。方腔頂為一可拆卸密封蓋，便于置換相變材料并減少熱量損失。
（5）金屬蜂窩置于亞克力方腔內(nèi)，底部通過高導(dǎo)熱硅膠與銅板粘接。
（6）待金屬蜂窩粘接牢固后，向方腔內(nèi)灌注正十八烷相變材料，直至淹沒金屬蜂窩。
（7）多路溫度測試儀由優(yōu)利德中國股份有限公司生產(chǎn)，型號為UT3208，設(shè)備自帶的K型熱電偶測量精度為0.1 ℃。方腔內(nèi)5個K型熱電偶布置間隔為20 mm。
（8）熔化儲熱過程的溫度變化通過預(yù)埋的K型熱電偶實時采集并儲存在電腦內(nèi)，溫度采集間隔為1 s。
（9）熔化儲熱過程的邊界形態(tài)演化通過數(shù)碼相機拍照記錄，拍照間隔為5 min。
為了驗證試驗裝置中加熱銅板溫度的可靠性，在銅板面上隨機選擇3個點，采用熱電偶監(jiān)測其溫度變化規(guī)律見圖3。測試結(jié)果表明，打開高溫循環(huán)水閥門后，銅板表面溫度在不到2 min即可達到設(shè)定值，溫度波動值≤0.1 ℃，而加熱面溫度不均勻度≤0.2 ℃，滿足試驗測試溫度要求。試驗前，需將潛熱儲能核心部件置于20 ℃的恒溫箱內(nèi)，見圖2(b)，靜置時間不少于24小時，以獲得均勻的初始溫度條件。試驗時，將恒溫槽溫度設(shè)定為70 ℃，并用多路溫度測試儀實時監(jiān)測水槽內(nèi)溫度。待溫度穩(wěn)定后，在30 s內(nèi)完成潛熱儲能核心部件與水槽外循環(huán)的連接。隨后打開閥門，正式開始熔化儲能試驗。
圖3 銅板表面溫度變化
2.2 試驗結(jié)果及分析
圖4為純相變材料熔化邊界演化特征試驗測試結(jié)果。由圖4(a)可知，底部恒溫?zé)嵩聪?，方腔?nèi)純相變材料熔化儲熱初期的熔化邊界基本為直線，且平行于底部熱壁面，該邊界形態(tài)由熱傳導(dǎo)主導(dǎo)的單向傳熱所引起。待熔化至f=0.034時，熔化邊界將轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)波浪形，該邊界形態(tài)由液相區(qū)內(nèi)形成的瑞利-貝納特流所引起，標(biāo)志著液相區(qū)自然對流運動開始被激活。隨著熔化儲熱的持續(xù)，瑞利-貝納特流中相鄰環(huán)流將相互合并，熔化邊界將逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)殡S機多波形，但熔化邊界波浪數(shù)與液相環(huán)流數(shù)始終保持一致。自f=0.034起，熔化邊界由隨機多波形轉(zhuǎn)變?yōu)閱我徊ㄐ危渲兄虚g區(qū)域的熔化速率顯著大于其他區(qū)域，標(biāo)志著此階段液相區(qū)內(nèi)形成了一個大的環(huán)流，直至完成熔化儲熱。
圖4 純相變材料熔化儲熱過程
為了研究增強相變材料的熔化儲熱特性，本工作測試了增強相變材料熔化儲熱過程中的熔化邊界演化規(guī)律，見圖5。由圖5(a)可知，增強相變材料熔化儲熱過程中，熱量將優(yōu)先沿著高導(dǎo)熱金屬網(wǎng)絡(luò)向內(nèi)部快速運輸，在極短的時間內(nèi)實現(xiàn)底層正十八烷的高溫包裹，轉(zhuǎn)變?yōu)樗倪吶刍瘍崮Ｊ?，但底邊熔化速率要高于其他邊，見圖5(b)。當(dāng)腔體邊界正十八烷熔化后，在固液密度差下固相將下沉至腔底，直至全部熔化，見圖5(c)、(f)、(g)。此外，因鋁合金的高導(dǎo)熱特性，會使得金屬蜂窩網(wǎng)的溫度明顯高于腔內(nèi)正十八烷，形成相鄰雙層腔體內(nèi)正十八烷共熔的現(xiàn)象，見圖5(g)，持續(xù)至完成熔化儲熱。
圖5 金屬蜂窩增強相變材料熔化儲熱過程
通過對比純相變材料和增強相變材料熔化儲熱過程中的熱量傳輸與熔化邊界形態(tài)差異性，發(fā)現(xiàn)金屬蜂窩對相變材料熔化儲能機理的影響主要體現(xiàn)在以下三個方面：
（1）金屬蜂窩構(gòu)建的高導(dǎo)熱通道，提升了熱傳導(dǎo)率，加速熱量向內(nèi)部的傳輸；
（2）金屬蜂窩高溫包裹相變材料，導(dǎo)致的固相下沉，改變了熔化儲熱模式；
（3）金屬蜂窩網(wǎng)格化分割相變材料，減小了液相流動空間，削弱了液相自然對流傳熱的作用效果。
3 熔化儲能計算模型
3.1 基本假設(shè)
由上述試驗測試結(jié)果可知，在增強相變材料熔化儲熱過程中，存在熱量傳輸、潛熱存儲、固液相變、液相流動和固相下沉等現(xiàn)象，涉及到固、流、熱三個物理場耦合問題。依據(jù)熔化邊界形態(tài)特征，可對各因素的影響進行定性描述，但定量分析需借助先進的數(shù)值計算方法。為了構(gòu)建流-固-熱三場耦合下的熔化儲熱控制方程，提出了如下基本假設(shè)：
（1）金屬蜂窩與正十八烷接觸良好，界面熱阻忽略不計；
（2）液相密度變化引起的浮升力滿足Boussinesq假設(shè)；
（3）液相自然對流運動狀態(tài)為層流；
（4）熱物理參數(shù)的固、液相差異性，在模糊區(qū)內(nèi)線性過渡。
3.2 控制方程
基于上述假設(shè)，采用焓-孔法模擬增強相變材料的熔化儲熱過程時，須同時滿足質(zhì)量守恒、動量定理和能量方程，分別見式(1)、(2)、(3)：
式中，▽是哈密頓算子；u是速度矢量；ρ是密度；t是時間；p是壓強；μ是液相動力黏度；g是重力加速度；α是熱膨脹系數(shù)；T是溫度；Tm是相變溫度；A、ε是模糊區(qū)控制參數(shù)，分別取值為105和0.001；f是液體分?jǐn)?shù)；C是比熱容；k是熱傳導(dǎo)系數(shù)。
液體分?jǐn)?shù)f與熔化溫度Tm、熔化區(qū)間ΔT的關(guān)系為[8]：
當(dāng)f=0時表示正十八烷處于固態(tài)，當(dāng)f=1時處于液態(tài)，當(dāng)0<f<1時處于熔化狀態(tài)。
考慮密度ρ、熱傳導(dǎo)系數(shù)k、比熱容C等熱物理參數(shù)固液相的差異性，依據(jù)液體分?jǐn)?shù)f可表述為：
式中，下標(biāo)s、l分別表示固相、液相；L是相變潛熱；D(T)是高斯分布函數(shù)。
3.3 計算模型
基于上述控制方程，建立了純相變材料、增強相變材料兩種熔化儲熱計算模型，見圖6。計算模型的尺寸與邊界條件與本試驗保持一致，底部熱壁面設(shè)置為70 ℃的恒定溫度。AlSi10Mg鋁合金蜂窩和正十八烷相變材料的熱物理參數(shù)見表1。
圖6 計算模型
表1 熱物理參數(shù)
3.4 計算工況
為了定量分析增強相變材料熔化儲熱過程中，金屬蜂窩對熱傳導(dǎo)率提升、液相自然對流傳熱削弱，以及兩者間的相互競爭關(guān)系，本工作設(shè)計出表2所列4種計算工況，在遵循單一變量原則下，通過交叉對比分析逐步解析出各影響因素的貢獻度，進而明確金屬蜂窩增強相變材料熔化儲熱機理。
表2 計算工況
4 計算結(jié)果及分析
4.1 計算模型驗證
首先選擇表2中工況4，計算得金屬蜂窩增強相變材料熔化儲熱過程見圖7。圖中藍色表示固相(f=0)，紅色表示液相(f=1)，而中間色表示過渡區(qū)(0<f<1)。
圖7 金屬蜂窩增強相變材料熔化儲熱過程
由圖7可知，在底部恒溫?zé)嵩聪?，金屬蜂窩增強相變材料自下而上逐層熔化，且存在多層共熔的儲熱特征。當(dāng)高溫蜂窩壁熔化壁面正十八烷后，固相將下沉至腔底，并在腔內(nèi)形成一對反對稱環(huán)流，直至全部熔化。通過與圖5所示實測熔化邊界形態(tài)對比發(fā)現(xiàn)，試驗測試與數(shù)值模擬預(yù)測的熔化邊界形態(tài)演化特征基本一致，表明本工作所建立的熔化儲熱計算模型基本是正確的。
4.2 金屬蜂窩對熱傳導(dǎo)的增強作用
為了分析金屬蜂窩構(gòu)建的高導(dǎo)熱通道對熱傳導(dǎo)的影響，屏蔽液相自然對流運動，僅保留熱傳導(dǎo)傳熱方式，選擇表2中計算工況1和3，計算得兩種工況的熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線見圖8。
圖8 無對流下熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線
由圖8可知，在屏蔽液相自然對流運動下，方腔內(nèi)純相變材料完成熔化儲熱所需時間為tt1=2798.5 min，金屬蜂窩增強相變材料的總?cè)刍瘯r間為tt3=70.5 min。采用式(8)計算熱傳導(dǎo)增強系數(shù)λk，得出金屬蜂窩構(gòu)建的高導(dǎo)熱通道使熱傳導(dǎo)率提升了39.7倍，顯著提升了熱量傳輸效率。
4.3 金屬蜂窩對自然對流的抑制作用
金屬蜂窩在構(gòu)建高導(dǎo)熱通道時，將正十八烷相變材料分散隔離在5×5的蜂窩網(wǎng)格內(nèi)，極大地縮減了液相的可流動空間。由作者前期的研究成果可知，液相自然對流傳熱增強效果存在顯著的尺寸效應(yīng)。方腔內(nèi)液相自然對流傳熱增強效果隨著尺寸減小而削弱，故金屬蜂窩將100 mm方腔分割為19 mm后對自然對流傳熱起到抑制作用。為了量化金屬蜂窩對液相自然對流傳熱的影響，選擇表2中工況1和2，計算得方腔邊長分別為L=100 mm、19 mm時的熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線，見圖9。
圖9 方腔內(nèi)純正十八烷的熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線
由圖9可知，無金屬蜂窩時，邊長為100 mm的方腔內(nèi)正十八烷在忽略自然對流傳熱時完成熔化儲熱所需時間為tt1=2798.5 min(工況1，L=100 mm)，而考慮自然對流影響時總?cè)刍瘯r間降低至tt2=72.2 min(工況2，L=100 mm)。采用式(9)計算自然對流傳熱的增強系數(shù)λc，得出L=100 mm方腔內(nèi)純正十八烷熔化儲熱過程中自然對流傳熱的增強系數(shù)λc=38.76。同理，當(dāng)方腔內(nèi)嵌入5×5金屬蜂窩后，液相的可流動空間將由100 mm×100 mm縮減至19 mm×19 mm，此時液相自然對流傳熱的增強系數(shù)被削弱至λc=114.5÷15.5=7.39。通過前后對比，可量化出金屬蜂窩對自然對流傳熱的削弱程度超過了81%。
4.4 熱傳導(dǎo)與自然對流傳熱的競爭關(guān)系
由上述分析可知，金屬蜂窩與正十八烷相結(jié)合構(gòu)成的增強相變材料，通過構(gòu)建的高導(dǎo)熱通道顯著提升了熱傳導(dǎo)率，但同時削弱了液相自然對流傳熱效應(yīng)，即兩種熱量傳輸方式間存在競爭關(guān)系。為了評估兩種熱量傳輸方式間的競爭關(guān)系，選擇表2中工況2和4，計算得兩種工況的熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線見圖10。
圖10 熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線
由圖10可知，純正十八烷熔化分?jǐn)?shù)與時間關(guān)系曲線近似呈直線，整個熔化過程儲熱速率基本恒定。與之相反，受高導(dǎo)熱金屬蜂窩的影響，增強相變材料在0<f<0.5前半段的儲熱速率得到了顯著的提升，而0.50<f<1后半段的平均儲熱速率與純正十八烷基本一致，已無增強效果。以總?cè)刍瘯r間進行比較，增強相變材料完成熔化儲熱所需時間為43.2 min，與純正十八烷的總?cè)刍瘯r間72.2 min相比，整體熔化儲熱效率提升了67.1%。
4.5 蜂窩結(jié)構(gòu)的影響
為了進一步研究蜂窩結(jié)構(gòu)對增強相變材料熔化儲熱的影響，補充計算1×1、2×2、3×3、4×4蜂窩結(jié)構(gòu)對應(yīng)的熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線，見圖11。結(jié)合圖10計算結(jié)果，獲得總?cè)刍瘯r間與蜂窩數(shù)目的關(guān)系曲線見圖12。不同蜂窩結(jié)構(gòu)對應(yīng)的熔化邊界形態(tài)及液相流動特征見圖13。
圖11 不同蜂窩結(jié)構(gòu)的熔化分?jǐn)?shù)-時間關(guān)系曲線
圖12 總?cè)刍瘯r間與蜂窩結(jié)構(gòu)的關(guān)系曲線
圖13 蜂窩結(jié)構(gòu)對熔化形態(tài)及流動狀態(tài)的影響(f=0.5)
由圖12可知，底部熱源下，當(dāng)純正十八烷采用1×1的金屬方腔封裝后，其熔化儲熱效率得到了大幅提升。其原因可由圖13(a)、(b)進行解釋：①高導(dǎo)熱金屬壁加速了熱量的傳輸，增大了方腔內(nèi)正十八烷的受熱面積；②固相沉入腔底后始終與高溫?zé)岜诿嬷苯咏佑|，加速了熱量的傳輸。隨著蜂窩數(shù)目的增加，增強相變材料完成熔化的總時間呈現(xiàn)先增加后減小的變化趨勢，該變化趨勢是由熱傳導(dǎo)提升和自然對流傳熱削弱相互競爭引起的。蜂窩數(shù)在(1×1)~(3×3)的范圍內(nèi)時，熱量傳輸由液相自然對流傳熱所主導(dǎo)；當(dāng)蜂窩數(shù)目大于3×3后，熱量傳輸將轉(zhuǎn)變?yōu)榻饘俜涓C熱傳導(dǎo)主導(dǎo)，且總?cè)刍瘍釙r間隨著蜂窩數(shù)增加而持續(xù)線性減小。在進行鋁合金蜂窩/正十八烷增強相變潛熱儲能材料設(shè)計時，應(yīng)避開3×3的蜂窩結(jié)構(gòu)。
需要注意的是，隨著蜂窩數(shù)目的增加，總?cè)刍瘯r間呈現(xiàn)先增加后減小的變化趨勢以及熱量傳輸由液相自然對流主導(dǎo)向金屬蜂窩熱傳導(dǎo)主導(dǎo)的主控機制轉(zhuǎn)變均不受材料類型的限制，具有普遍適用性。但是，3×3的臨界值是本工作所設(shè)計的鋁合金蜂窩/正十八烷增強相變材料的特定解，該臨界值是由正十八烷液相自然對流傳熱和鋁合金蜂窩熱傳導(dǎo)相互競爭的結(jié)果。當(dāng)相變材料更改為脂肪酸、水合鹽等，金屬蜂窩修改為泡沫銅、泡沫鎳等其他材料后，臨界值可按照本工作的計算方法更新，相應(yīng)的計算方法具有普遍適用性。
5 結(jié) 論
本工作針對金屬蜂窩增強相變材料的熔化儲熱性能問題開展試驗測試與數(shù)值模擬研究，得出以下結(jié)論：
（1）本工作設(shè)計的循環(huán)水加熱系統(tǒng)可提供波動值≤0.1 ℃、不均勻度≤0.2 ℃的穩(wěn)定熱壁面條件，滿足恒定溫度下的相變材料熔化儲熱試驗測試溫度要求。
（2）與純相變材料相比，金屬蜂窩主要通過提升熱傳導(dǎo)率、削弱自然對流運動以及改變?nèi)刍瘍崮Ｊ降确绞接绊懭刍瘍嵝?。?×5金屬蜂窩為例，其構(gòu)建的高導(dǎo)熱通道使得熱傳導(dǎo)率提升39.7倍，同時將液相自然對流傳熱效應(yīng)削弱至19.1%，整體熔化儲熱效率提升率為67.1%。
（3）在熱傳導(dǎo)提升與自然對流削弱的競爭下，增強相變材料熔化儲熱效率呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢，其中3×3蜂窩結(jié)構(gòu)的儲熱效率最低。蜂窩數(shù)目在(1×1)~(3×3)的范圍內(nèi)時，熱量傳輸由液相自然對流傳熱所主導(dǎo)；當(dāng)蜂窩數(shù)目大于3×3后，熱量傳輸將轉(zhuǎn)變?yōu)榻饘俜涓C熱傳導(dǎo)主導(dǎo)。
