郭 梟 邱云峰 王亞輝 史志國 田 瑞 崔瑞軍

(1.內蒙古工業(yè)大學能源與動力工程學院， 呼和浩特 010051；2.內蒙古自治區(qū)可再生能源重點實驗室， 呼和浩特 010051)

0 引言

我國北方寒冷地區(qū)農業(yè)溫室大棚內部維持恒溫是提高溫室大棚產量的關鍵措施，將“太陽能+”制熱技術應用于農業(yè)溫室大棚智能恒溫系統(tǒng)，具有明顯的節(jié)能減排優(yōu)勢。儲熱可保證能源利用過程的連續(xù)性及穩(wěn)定性，是提高農業(yè)溫室大棚內太陽能利用率的重要途徑，相變材料潛熱儲熱具有熱儲存密度高、近等溫儲放熱等特點[1-4]，故相變儲熱技術在可再生能源利用等領域[5-9]具有廣闊的應用前景。相變儲熱裝置傳熱系數是決定其儲/放熱速度及放熱效率的關鍵因素之一，準確預測特定儲熱裝置的傳熱系數，對指導優(yōu)化農業(yè)溫室大棚智能相變恒溫系統(tǒng)配置具有重要意義。

國內外相關學者針對儲熱裝置傳熱性能及相變儲熱材料強化傳熱技術進行了諸多分析研究[10-12]。文獻[13]研究發(fā)現相變微膠囊內部均勻混合石墨烯可顯著增大其導熱系數，進而改善儲熱裝置傳熱性能。文獻[14]測定了叉排石蠟管束儲熱系統(tǒng)的傳熱系數及放熱效率。文獻[15]改善了石蠟的導熱性能，擴展了石蠟在儲熱領域的應用范圍。文獻[16]選用高導熱系數材料作為添加劑，提高了換熱流體與相變儲熱材料間的導熱系數，縮短了儲放熱時長。文獻[17]研究了周列殼管式儲熱裝置，分析了石蠟儲放熱過程的傳熱性能。文獻[18]對殼管式儲熱單元體進行了傳熱分析，得到了儲/放熱過程中特征溫度、傳熱管特征尺寸、換熱時長、換熱量等變量的變化曲線。文獻[19]研究了螺旋翅片對立式管殼式潛熱儲熱裝置充/放熱速率的影響，并測試了強化傳熱效果。文獻[20]總結了提高相變儲熱裝置導熱系數的試驗和數學研究方法，為優(yōu)化相變儲熱裝置傳熱性能提供了方法參考。文獻[21]采用優(yōu)化裝置幾何結構和提高導熱系數方法，強化了潛熱儲熱裝置傳熱性能。文獻[22]針對多孔泡沫金屬/石蠟復合材料在固液相變時的熱傳輸過程，分析了多孔泡沫結構對儲熱裝置傳熱特性及熱調控性能的影響。文獻[23]研究了SiO2和CeO2雜化納米粒子對聚醚基相變材料熱物理特性的影響。

綜上所述，當前主流的強化傳熱形式主要有翅片傳熱管、多殼管、微膠囊、插入金屬基體及均勻摻雜高導熱性粒子等，對儲熱裝置傳熱性能的研究主要集中在傳熱系數測定及傳熱性能強化效果表征兩方面，鮮見相變儲熱裝置傳熱系數的預測研究。本文采用試驗研究、理論研究及統(tǒng)計分析相結合的研究方法，設計內流式網格化的低溫相變儲熱單元，基于SPSS軟件采用改進的多元非線性回歸法構建儲熱裝置傳熱系數預測模型，并分析預測誤差，進而指導優(yōu)化農業(yè)溫室大棚智能相變恒溫系統(tǒng)配置。

1 理論計算

1.1 傳熱系數計算

相變儲熱單元包括換熱工質側、熱交換器及相變儲熱材料側3個特征傳熱區(qū)。相變儲熱單元的傳熱系數k由換熱工質側對流換熱系數、熱交換器導熱系數及相變儲熱材料側換熱系數共同決定，反映相變儲熱單元儲放熱過程的傳熱性能，傳熱系數k計算公式為

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中q——熱交換器熱流密度，W/m2

ΔT——熱交換器兩側平均溫差，℃

cp——換熱工質定壓比熱容，J/(kg·K)

qm——換熱工質設計循環(huán)質量流量，kg/s

Tout——熱交換器出口處換熱工質溫度，℃

Tin——熱交換器進口處換熱工質溫度，℃

A——熱交換器總換熱面積，m2

Tm——換熱工質側定性溫度，取為換熱工質平均溫度，℃

Txy——相變儲熱材料側測溫點(x，y)處的實測溫度，℃

y——縱向測溫點序號

x——橫向測溫點序號

σ——橫向測溫點數量

r——縱向測溫點數量

1.2 傳熱系數與換熱工質側循環(huán)流量的關系

換熱工質側對流換熱系數受該側定性溫度及換熱工質循環(huán)流量的共同影響。熱交換器導熱系數在換熱過程中近似恒定。相變儲熱材料側換熱系數由相狀態(tài)及該側平均溫度共同決定，而相狀態(tài)的變化直接表現為相變儲熱材料側平均溫度的改變，故換熱工質循環(huán)流量對相變儲熱單元傳熱系數有一定影響，主要影響對流傳熱系數。因低溫相變儲/放熱過程的換熱工質溫度均較低，故可忽略溫度對換熱工質定壓比熱容、動力粘度及密度的影響，即對流傳熱系數與流量的對應函數關系為

(6)

式中kch——換熱工質側對流傳熱系數，W/(m2·K)

β——決定系數，由換熱工質類型及換熱管特征尺寸決定

由式(6)可知，換熱工質側對流傳熱系數與循環(huán)質量流量呈近似線性正相關關系變化，而相變儲熱單元傳熱系數與換熱工質側對流傳熱系數也為正相關關系，故熱交換器內部換熱工質循環(huán)質量流量取為實際上限值時，可實現最優(yōu)儲/放熱效果。

1.3 改進的多元非線性回歸模型建立方法

基于傳統(tǒng)多元線性回歸法及大量實測數據，采用以下改進的多元非線性回歸模型建立方法，獲取相變儲熱單元傳熱系數k的預測模型。首先，采用比較法，選擇SPSS統(tǒng)計軟件中所有的曲線模型進行回歸分析，構建傳熱系數k與各相關自變量間的最佳一元非線性回歸模型(決定系數R2最大)；其次，通過最佳回歸模型組及實測數據獲得相關自變量n對應的初級預測傳熱系數kn的數據集，初級傳熱系數kn與傳熱系數k線性相關，自變量之間無明顯的線性相關性；最后，將kn集和實測k集進行多元線性回歸，進而得到相變儲熱單元傳熱系數k的多元非線性預測模型。

當相變儲熱單元換熱工質以設計循環(huán)質量流量在熱交換器內部恒定流動時，相變儲熱單元傳熱系數主要受換熱工質側定性溫度及相變儲熱材料側平均溫度的影響。相變儲熱材料側平均溫度對應的初級傳熱系數為k1，換熱工質側定性溫度對應的初級傳熱系數為k2，并進行回歸分析[24-26]，可建立相變儲熱單元傳熱系數k的多元線性預測模型，再將k1、k2的最佳非線性模型代入k的多元線性回歸結果，可獲得k的多元非線性預測模型。

k的多元線性預測模型可設為

ki=a0+a1k1i+a2k2i+ui(i=1,2,…,m)

(7)

式中a0、a1、a2——待估回歸系數

m——樣本容量ui——隨機誤差

假設隨機誤差的總體分布服從N(0，σ2)且相互獨立，并在X、Y的觀測樣本下采用最小二乘法估計待估回歸系數，將式(7)寫為

由矩陣表示的多元線性回歸模型為

Y=XB+u

(8)

采用最小二乘法估計總體回歸系數，估計量的計算公式為

BLB=(XTX)-1XTY

(9)

分別采用F檢驗和t檢驗對回歸方程和回歸系數進行顯著性檢驗。

2 測試系統(tǒng)與試驗方案

2.1 測試裝置

針對網格化低溫相變儲熱單元傳熱性能預測開展研究，相變儲熱單元由網格化熱交換器、相變儲熱材料封裝與保溫維護結構、相變儲熱材料3部分組成，網格化熱交換器內部為換熱工質側(內流)，熱交換器與維護結構之間填充相變儲熱材料。溫室大棚的恒溫目標為12～22℃，故相變儲熱材料選為58號半精煉石蠟，相變溫度范圍52.0～58.0℃，液相密度為0.88 g/mL，固相密度為0.84 g/mL，固轉液膨脹率為10.00%，導熱系數為0.21 W/(m·K)，比熱容為3.22 J/(g·K)，相變吸熱焓為163.09 J/g，相變放熱焓為162.9 J/g?？紤]經濟性和易獲取性，換熱工質選為水。如圖1所示，網格化熱交換器由蛇形不銹鋼換熱盤管垂直交叉分層(10層)串接而成，考慮加工工藝及材料強度，選取內徑為6 mm、壁厚為1 mm的304不銹鋼細管，垂直層間距及盤管間距等長，共構建729個邊長為25 mm的儲熱網格，儲熱網格同層相鄰管內換熱流體保持逆向流動，網格化熱交換器換熱面積為0.88 m2。儲熱空間網格化及換熱流體流動逆向化，提高了相變儲熱單元的有效填充率，并改善了其傳熱性能。網格化熱交換器外壁與相變儲熱材料直接接觸，隔離了換熱工質與相變儲熱材料，相變儲熱材料側填充58號半精煉石蠟(48 kg)，外部由相變儲熱材料封裝與保溫維護結構密封，形成長方體型相變儲熱單元，長、寬、高分別為350、310、600 mm，容積為0.065 1 m3。

圖1 網格化熱交換器Fig.1 Gridding heat exchanger

實際應用時依據設計儲熱量、換熱工質循環(huán)質量流量及儲熱裝置理論進出口溫差，可將多個儲熱單元串聯為儲熱體，再將多個儲熱體串/并聯組成儲熱裝置。

圖2為網格化低溫相變儲熱單元的測溫點分布圖。因換熱工質進出口分別布置在頂部和底部，且分別在體對角線的兩個頂點處，故儲熱網格所對應的換熱工質平均溫度存在較大差異，如圖2a所示，為準確表征儲熱材料側的平均溫度，在低溫相變儲熱單元y向均勻布置5個測溫層(A/Bn1、A/Bn2、A/Bn3、A/Bn4、A/Bn5)，各測溫層均位于所在儲熱網格垂直高度中心平面處。如圖2b所示，每個測溫層分為側部區(qū)和內部區(qū)，側部區(qū)在對應儲熱網格中心處布置4個測溫點(B1、B2、B3、B4)。內部區(qū)在對應儲熱網格中心處布置4個測溫點(A1、A2、A3、A4)，相變儲熱材料側共布置40個測溫點。

圖2 溫度測點布局圖Fig.2 Layout diagrams of temperature measuring points

2.2 儀器及儀表

本研究所涉及儀器及儀表的主要規(guī)格及技術參數如表1所示。

表1 儀器及儀表的主要規(guī)格和技術參數Tab.1 Main specifications and technical parameters of instruments and meters

2.3 測試方案

測試在室內進行，試驗時關閉試驗系統(tǒng)附近門窗及室內電氣設備，保證無風及恒溫測試環(huán)境。以下為具體測試方案：

(1)搭建試驗系統(tǒng)：如圖3所示，試驗系統(tǒng)包括儲熱環(huán)路及放熱環(huán)路，通過三通閥3和三通閥7切換儲/放熱環(huán)路。儲熱環(huán)路由恒溫水箱(20～100℃)、玻璃轉子流量計、循環(huán)泵、Y型過濾器、球閥、低溫相變儲熱單元、K型點狀溫度傳感器及TP700型數據采集器組成，恒溫水箱為低溫相變儲熱單元提供設定溫度區(qū)間的熱源，循環(huán)泵驅動換熱工質循環(huán)，球閥和玻璃轉子流量計用于調節(jié)和顯示循環(huán)流量，共布置42支K型點狀溫度傳感器，低溫相變儲熱單元進、出口各布置1支溫度傳感器。放熱環(huán)路由緩沖水箱、散熱裝置、玻璃轉子流量計、循環(huán)泵、Y型過濾器、球閥、低溫相變儲熱單元、K型點狀溫度傳感器及TP700型數據采集器組成，散熱裝置及緩沖水箱為低溫相變儲熱單元散熱過程提供設定溫度區(qū)間的冷源，其余功能同儲熱環(huán)路。

圖3 測試原理圖Fig.3 Test schematic1.TP700型數據采集器 2.K型點狀溫度傳感器 3、7.三通閥 4、6、8、10、12、14、17.球閥 5.恒溫水箱 9.緩沖水箱 11.散熱裝置 13.玻璃轉子流量計 15.循環(huán)泵 16.Y型過濾器 18.低溫相變儲熱單元

(2)K型點狀溫度傳感器標定：將一等標準水銀溫度計與K型點狀溫度傳感器同時放入恒溫水浴，在10～80℃范圍內間隔5.0℃記錄各溫度實測值，以一等標準水銀溫度計顯示值作為實際溫度，標定各溫度傳感器，以確保測溫準確性。

(3)低溫相變儲熱單元儲熱性能測試：操作三通閥3和三通閥7，將試驗系統(tǒng)切換至儲熱環(huán)路，調節(jié)球閥14，將換熱工質循環(huán)質量流量調節(jié)至135 L/h(熱交換器內徑為6 mm時匹配的上限流量)，恒溫水箱提供58～60℃(模擬非聚光型太陽能集熱系統(tǒng)集熱溫度范圍)及65～72℃(模擬聚光型太陽能集熱系統(tǒng)集熱溫度范圍)區(qū)間的低溫相變儲熱箱進口溫度，儲熱期間實時監(jiān)測并記錄相變儲熱材料側各測點及網格化熱交換器進出口溫度，儲熱試驗在相同工況下重復3次，各測點溫度數據取3次平均值。

(4)低溫相變儲熱單元放熱性能測試：操作三通閥3和三通閥7，將試驗系統(tǒng)切換至放熱環(huán)路，調節(jié)球閥14，將換熱工質循環(huán)流量調節(jié)至135 L/h，緩沖水箱及散熱裝置提供38～45℃區(qū)間的低溫相變儲熱箱進口溫度，放熱期間實時監(jiān)測并記錄相變儲熱材料側各測點及網格化熱交換器進出口溫度，放熱試驗在相同工況下重復3次，各測點溫度數據取3次平均值。

3 結果與分析

3.1 相變儲熱單元傳熱系數變化規(guī)律分析

將測試數據代入式(1)～(5)，可獲得儲/放熱階段低溫相變儲熱單元傳熱系數隨特征溫度的變化曲線。由圖4可知，儲熱階段傳熱系數隨相變儲熱材料側平均溫度和換熱工質側定性溫度的變化規(guī)律基本一致，均存在兩個明顯的轉折點，兩個轉折點之間是傳熱系數快速增大區(qū)，主要受相變儲熱材料相態(tài)影響，換熱工質定性溫度是次要影響因素。該溫度區(qū)間是相變儲熱材料固-液兩相區(qū)，相變儲熱材料側傳熱方式是導熱及自然對流混合換熱，相變儲熱材料側平均溫度越大其液相率越高，對流傳熱強度越大，傳熱系數隨相變儲熱材料側平均溫度的增大而顯著增大。轉折點兩側是傳熱系數平穩(wěn)區(qū)，高溫側相變儲熱材料是單獨液相，傳熱方式是對流傳熱，故相變儲熱單元傳熱系數達到了較穩(wěn)定的峰值區(qū)。低溫側相變儲熱材料是單獨固相，傳熱方式是導熱，故相變儲熱單元傳熱系數達到較穩(wěn)定的谷值區(qū)。放熱階段傳熱系數隨相變儲熱材料側平均溫度和換熱工質側平均溫度的變化規(guī)律也基本一致，均存在一個明顯的轉折點，轉折點右側相變儲熱材料為單獨液相，網格化熱交換器兩側傳熱方式均為對流傳熱，相變儲熱單元傳熱系數顯著增大，主要受相變儲熱材料相態(tài)影響，換熱工質側定性溫度為次要影響因素。轉折點左側為液-固轉換區(qū)，當低溫換熱工質從網格化熱交換器入口流入后，網格化熱交換器外壁處的相變儲熱材料快速凝固，使得該處傳熱形式變?yōu)閷幔S著放熱時長的延長，固-液界面不斷向儲熱網格中心推移，直至相變儲熱材料完全凝固，故該溫度區(qū)間為傳熱系數緩慢降低區(qū)。相變儲熱材料溫度在48～63℃區(qū)間變化時，儲熱階段傳熱系數變化區(qū)間為80～140 W/(m2·K)，放熱階段傳熱系數變化區(qū)間為25～90 W/(m2·K)，儲熱階段傳熱系數明顯高于放熱階段，究其原因為：儲熱開始后，網格化熱交換器外壁傳熱形式由導熱快速變?yōu)樽匀粚α鲹Q熱，并不斷向儲熱網格中心推移，直至全部融化，傳熱強度明顯增大。而放熱階段相態(tài)及傳熱形式的轉變與儲熱階段相反，傳熱強度明顯減小。

圖4 相變儲熱單元傳熱系數隨特征溫度的變化曲線Fig.4 Change curves of heat transfer coefficient of phase change heat storage unit with characteristic temperature

3.2 相變儲熱單元初級傳熱系數最佳回歸模型

由表2可知，統(tǒng)計量所對應各模型的相伴概率均小于0.001 0，故所有模型都通過了顯著性檢驗(F檢驗)，具有統(tǒng)計學意義。

對比表2中儲熱階段相變儲熱材料側平均溫度各曲線方程回歸模型的決定系數R2可知，二次曲線回歸模型的R2最大，二次曲線回歸模型的系數分別為0.475 2、-46.509、1 200.7，故儲熱階段相變儲熱單元初級傳熱系數kS1與相變儲熱材料側平均溫度間的最佳回歸模型為二次曲線方程

表2 回歸模型統(tǒng)計Tab.2 Regression model statistics

(10)

對比表2中儲熱階段換熱工質側定性溫度各曲線方程回歸模型的決定系數R2，指數曲線回歸模型R2最大，指數曲線回歸模型的系數分別為2.739 9、0.052 4，故儲熱階段相變儲熱單元初級傳熱系數kS2與換熱工質側定性溫度間的最佳回歸模型為指數曲線方程

kS2=2.739 9e0.052 4Tm(R2=0.719 0)

(11)

對比表2中放熱階段相變儲熱材料側平均溫度各曲線方程回歸模型的決定系數R2，指數曲線回歸模型的R2最大，指數曲線回歸模型的系數分別為0.014 6、0.136 7，故放熱階段相變儲熱單元初級傳熱系數kB1與相變儲熱材料側平均溫度間的最佳回歸模型為指數曲線方程

(12)

對比表2中放熱階段換熱工質側定性溫度各曲線方程回歸模型的決定系數R2，指數曲線回歸模型R2最大，指數曲線回歸模型的系數分別為0.031 6、0.173 9，故放熱階段相變儲熱單元初級傳熱系數kB2與換熱工質側定性溫度間的最佳回歸模型為指數曲線方程

kB2=0.031 6e0.173 9Tm(R2=0.810 5)

(13)

3.3 相變儲熱單元傳熱系數多元非線性預測模型

3.3.1儲熱階段

將儲熱階段相變儲熱材料側平均溫度代入式(10)，可獲得相變儲熱材料側平均溫度對應的初級傳熱系數kS1數據集，將儲熱階段換熱工質側定性溫度代入式(11)，可獲得換熱工質側定性溫度對應的初級傳熱系數kS2數據集。將kS、kS1、kS2數據集輸入SPSS分析軟件，進行多元線性回歸分析，由表3可知，模型1的相關系數R和決定系數R2均接近1，故該模型中相變儲熱單元傳熱系數與相變儲熱材料側平均溫度、換熱工質側定性溫度間都存在較密切的線性相關性，總體回歸效果均較好，可作為有效預測模型。

表3 回歸模型1統(tǒng)計(儲熱階段)Tab.3 Regression model 1 statistics (heat storage stage)

當統(tǒng)計量F為2 627.243 0時，模型1的相伴概率小于0.001，故模型1通過了顯著性檢驗(F檢驗)，具有統(tǒng)計學意義。

模型1中各回歸系數的相伴概率均小于剔除因子的標準值(0.1)，通過了t檢驗，故各系數都具有統(tǒng)計學意義。因此，儲熱階段相變儲熱單元傳熱系數kS的多元線性預測模型為

kS=-23.177+0.729kS1+0.575kS2(R2=0.927 0)

(14)

將式(10)、(11)代入式(14)可得

(15)

將式(15)輸入OriginPro軟件可得圖5。圖5中回歸曲面等高線投影為橢圓形，故相變儲熱材料側平均溫度與換熱工質側定性溫度的交互性顯著，相變儲熱單元傳熱系數受相變儲熱材料側平均溫度及換熱工質側定性溫度的協同影響，相變儲熱材料側平均溫度為主影響因素，換熱工質側定性溫度為次影響因素。

圖5 儲熱階段相變儲熱單元傳熱系數的多重非線性回歸曲面Fig.5 Multiple nonlinear regression surface of heat transfer coefficient of phase change heat storage unit in heat storage stage

3.3.2放熱階段

將放熱階段相變儲熱材料側平均溫度代入式(12)，可獲得相變儲熱材料側平均溫度對應的初級傳熱系數kB1數據集，將放熱階段換熱工質側定性溫度代入式(13)，可獲得換熱工質側定性溫度對應的初級傳熱系數kB2數據集。將kB、kB1、kB2數據集輸入SPSS分析軟件，進行多元線性回歸分析，由表4可知，模型2的相關系數R和決定系數R2均接近1，故該模型中的相變儲熱單元傳熱系數與相變儲熱材料側平均溫度、換熱工質側定性溫度都存在較密切的線性相關性，總體回歸效果均較好，可作為有效預測模型。

表4 回歸模型2統(tǒng)計(放熱階段)Tab.4 Regression model 2 statistics (heat release stage)

當統(tǒng)計量F為2 237.698 0時，模型2的相伴概率小于0.001 0，故模型2通過了顯著性檢驗(F檢驗)，具有統(tǒng)計學意義。

模型2中各回歸系數的相伴概率均小于剔除因子的標準值(0.1)，通過了t檢驗，故各系數都具有統(tǒng)計學意義。因此，放熱階段相變儲熱單元傳熱系數kB的多元線性預測模型為

kB=12.774+0.346kB1+0.220kB2(R2=0.965 0)

(16)

將式(12)、(13)代入式(14)可得

(17)

將式(17)輸入OriginPro軟件可得圖6，圖6中回歸曲面等高線投影為橢圓形，故相變儲熱單元相變儲熱材料側平均溫度與換熱工質側定性溫度的交互性顯著，放熱階段相變儲熱箱傳熱系數受相變儲熱材料側平均溫度及換熱工質側定性溫度的協同影響，相對換熱工質側定性溫度而言，相變儲熱材料側平均溫度對傳熱系數的影響更明顯。

圖6 放熱階段相變儲熱單元傳熱系數的多重非線性回歸曲面Fig.6 Multiple nonlinear regression surface of heat transfer coefficient of phase change heat storage unit in heat release stage

3.3.3擬合誤差檢驗

將相變儲熱單元傳熱系數實測值及對應預測值代入

(18)

式中N——相變儲熱箱運行狀態(tài)，可取為S或B

可獲得預測結果的相對誤差δ。由圖7可知，儲/放熱過程相變儲熱單元傳熱系數預測誤差分布規(guī)律相似，受相變儲熱材料側溫度均勻化速度規(guī)律影響，傳熱系數預測結果的相對誤差均呈類V型規(guī)律分布。傳熱系數較大區(qū)間為單液相，傳熱系數較小區(qū)間為單固相，中部區(qū)間為固-液兩相。單相區(qū)傳熱形式單一，單液相時為自然對流傳熱，相變儲熱材料側溫度分布均勻化速度最快。單固相區(qū)為導熱傳熱，相變儲熱材料側溫度分布均勻化速度最慢，速度兩極化導致出現諸多不可控的干擾因素，致使預測誤差增大。

圖7 相變儲熱單元傳熱系數預測誤差分布曲線Fig.7 Prediction error distribution curves of heat transfer coefficient of phase change heat storage unit

儲熱階段，傳熱系數在80～140 W/(m2·K)范圍內的預測誤差均小于8.00%，平均相對預測誤差為4.63%。放熱階段，傳熱系數在25～90 W/(m2·K)范圍內的預測誤差均小于8.00%，平均相對預測誤差為4.85%，故平均相對預測誤差均小于5.00%,預測模型在一定范圍內較可靠。

4 結論

(1)儲熱或放熱階段，相變儲熱單元傳熱系數隨相變儲熱材料側平均溫度和換熱工質側定性溫度的變化規(guī)律基本一致，均存在明顯的轉折點。相變儲熱材料溫度在48～63℃區(qū)間變化時，儲熱階段傳熱系數明顯高于放熱階段。

(2)相變儲熱單元換熱系數受相變儲熱材料側平均溫度及換熱工質側定性溫度的協同影響，相變儲熱材料側平均溫度為主影響因素，換熱工質側定性溫度為次影響因素，兩者之間具有顯著的交互性。

(3)儲/放熱階段相變儲熱單元傳熱系數預測模型的決定系數均接近1，具有較好的預測精度。

(4)儲/放熱過程相變儲熱單元傳熱系數預測誤差分布規(guī)律相似，相對誤差隨傳熱系數均按類V型規(guī)律變化，平均相對預測誤差均小于5.00%。