相變儲(chǔ)能水箱(簡(jiǎn)稱(chēng)相變水箱)是一種熱量?jī)?chǔ)存裝置，它可以將太陽(yáng)能、空氣能等清潔能源所產(chǎn)生的熱量?jī)?chǔ)存起來(lái)，并在需要的時(shí)候放出，為建筑進(jìn)行供熱。相變儲(chǔ)能水箱由于添加了相變材料(PCM)，其熱性能遠(yuǎn)優(yōu)于傳統(tǒng)水箱

。相變儲(chǔ)能水箱的蓄放熱性能受到了國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者的關(guān)注，并針對(duì)影響相變儲(chǔ)能水箱的各項(xiàng)因素開(kāi)展了廣泛的研究。Qin等

研究表明，隨著相變材料導(dǎo)熱系數(shù)的提高，水箱釋放的熱量會(huì)隨之增加。此外，相變材料體積分?jǐn)?shù)的增大也對(duì)水箱蓄放熱性能有著一定的提升

。而在對(duì)相變材料三種布置高度進(jìn)行分析后，Nkwetta 等

發(fā)現(xiàn)在水箱頂部布置相變材料時(shí)效果更好。此外Kumar 等

探究了不同入口水溫和流量對(duì)水箱性能的影響。由此可知，目前諸多學(xué)者已對(duì)相變儲(chǔ)能水箱的多方面影響因素進(jìn)行了分析，研究較為深入。但對(duì)于封裝單元形狀的相關(guān)研究較少，不同封裝方式對(duì)水箱蓄放熱性能的影響尚不明確。

封裝單元主要用于包裹相變材料，防止其在相變過(guò)程中發(fā)生泄漏。其中，常用的封裝單元形狀為板型

、圓柱型

和球型

。因此，本工作采用Fluent 軟件，對(duì)此3 種形狀封裝單元進(jìn)行模擬分析，在保證相變儲(chǔ)能水箱結(jié)構(gòu)尺寸等條件相同的情況下，探究封裝單元形狀對(duì)水箱蓄放熱性能的影響，為工程實(shí)踐提供一些指導(dǎo)意見(jiàn)。

在不再召開(kāi)核安全峰會(huì)的情況下，政府領(lǐng)導(dǎo)人必須繼續(xù)關(guān)注確保全球最危險(xiǎn)材料和設(shè)施的安全。政府官員和核設(shè)施負(fù)責(zé)人必須應(yīng)對(duì)正在不斷擴(kuò)大和演變的風(fēng)險(xiǎn)(例如由網(wǎng)絡(luò)威脅構(gòu)成的風(fēng)險(xiǎn))，并且必須努力提高核設(shè)施的安全水平。在政治不穩(wěn)定和恐怖主義風(fēng)險(xiǎn)升高時(shí)，這一點(diǎn)尤為重要。為了防止核材料被盜以及核設(shè)施遭受災(zāi)難性襲擊，各國(guó)領(lǐng)導(dǎo)人應(yīng)當(dāng)加強(qiáng)下述三個(gè)領(lǐng)域的工作。

1 模型設(shè)置

1.1 物理模型

本工作主要對(duì)水箱中封裝單元形狀進(jìn)行研究，其結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，為了能夠更清晰直觀地觀察水箱內(nèi)溫度分布情況，物理模型采用三維模型。板型、圓柱型和球型3 種形狀的封裝單元，分別按圖1 所示方式布置在長(zhǎng)寬高分別為500 mm×500 mm×900 mm 的長(zhǎng)方體水箱中，并將其水箱分別記為：板型單元水箱、圓柱型單元水箱，以及球型單元水箱，同時(shí)設(shè)置無(wú)相變材料的傳統(tǒng)水箱作為空白對(duì)照。水箱尺寸以及各封裝單元尺寸參數(shù)如圖2 所示。其中，板型封裝單元6 塊、圓柱型封裝單元64根、球型封裝單元619個(gè)，如此設(shè)置確保了相變材料用量相同，相變材料體積為0.0405 m

，占水箱總體積的18%。由于相變材料體積較大，由此造成了各封裝單元間距及尺寸厚度并不相同。對(duì)于該問(wèn)題，Abdelsalam等

指出只有當(dāng)板型封裝單元間距小于5 mm，即邊界層受到干擾時(shí)，傳熱系數(shù)才會(huì)下降，否則水箱性能不受間距變化的影響。因此研究忽略了由于封裝單元間距不同所造成的影響。而圓柱型封裝單元內(nèi)的相變材料熔化時(shí)間隨管徑的增加而增加

，同理球型封裝單元的相變時(shí)間也應(yīng)隨球徑的增加而增加。若相變材料熔化時(shí)間：球徑50 mm球型封裝單元＜管徑40 mm圓柱型封裝單元＜板厚30 mm 板型封裝單元，則當(dāng)球徑、管徑和板厚同為30 mm 時(shí)，不同封裝方式中相變材料熔化時(shí)間一定與上述結(jié)論相同依次縮短，此時(shí)可以忽略封裝單元厚度的影響。

1.2 數(shù)學(xué)模型

在不影響運(yùn)算結(jié)果精度的前提下本工作作出如下假設(shè)：①相變材料各向均勻且同性；②液態(tài)相變材料為牛頓不可壓縮流體，密度變化滿足Boussinesq 假設(shè)；③相變材料比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)在相態(tài)不變時(shí)為常數(shù)；④忽略水箱壁面熱量損失以及封裝單元壁厚；⑤水箱內(nèi)水和相變材料初始溫度相同。

流體區(qū)域所采用控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程。相變區(qū)域采用Solidification&Melting 模型，由于不考慮對(duì)流換熱和內(nèi)熱源，此方程可簡(jiǎn)化為

2 數(shù)值模擬

本工作利用Ansys19.0中的Fluent軟件進(jìn)行模擬。首先按照上述尺寸參數(shù)建立4種水箱模型。由于4個(gè)模型中封裝單元形狀和尺寸不同，因此網(wǎng)格劃分方式和數(shù)量有所區(qū)別。其中大部分網(wǎng)格為非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并在相變材料和水箱進(jìn)出口等處進(jìn)行了細(xì)化。4 種水箱的網(wǎng)格數(shù)量分別為15.9 萬(wàn)、98.4 萬(wàn)、114.1 萬(wàn)、132.6 萬(wàn)。最后在CFD 中進(jìn)行材料參數(shù)設(shè)置和計(jì)算求解。建立非穩(wěn)態(tài)模型，開(kāi)啟Energy能量方程、Realizable

-

湍流模型以及Solidification/Melting模型。水箱中熱媒為水(water-liquid)，相變材料按表1中的參數(shù)設(shè)置。水箱壁面為絕熱壁面，水與相變材料換熱面為耦合邊界(coupled)。水箱進(jìn)口為速度進(jìn)口，出口為自由出流。求解器為pressurebased，對(duì)于pressure-velocity coupling 采用SIMPLE算法進(jìn)行離散。

蓄熱過(guò)程設(shè)定為：水箱中熱媒水和相變材料初始溫度為303 K，進(jìn)口水溫為343 K，流速0.1 m/s，當(dāng)出口水溫升高到341 K時(shí)，蓄熱完成。放熱過(guò)程設(shè)定為：水箱中熱媒水和相變材料的初始溫度為343 K，入口水溫為303 K，流速0.1 m/s，當(dāng)出口水溫降低到305 K時(shí)，放熱完成。

需要特別指出的是，協(xié)同網(wǎng)絡(luò)中的關(guān)聯(lián)關(guān)系可分為非對(duì)等互惠關(guān)系與對(duì)等互惠關(guān)系，其決定了網(wǎng)絡(luò)節(jié)點(diǎn)之間關(guān)聯(lián)關(guān)系是否具有有向性。為便于研究并突出主要研究問(wèn)題，本文假設(shè)CPIKN節(jié)點(diǎn)之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系為對(duì)等互惠關(guān)系，即不考慮節(jié)點(diǎn)之間關(guān)聯(lián)關(guān)系的有向性。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 蓄熱過(guò)程

3.1.1 蓄熱時(shí)間

當(dāng)今是一個(gè)信息技術(shù)騰飛的時(shí)代，各個(gè)行業(yè)和各個(gè)領(lǐng)域?qū)崿F(xiàn)了與信息技術(shù)的高度融合，且借助信息技術(shù)的優(yōu)勢(shì)實(shí)現(xiàn)了行業(yè)和領(lǐng)域的創(chuàng)新發(fā)展。為此，為了促進(jìn)農(nóng)村經(jīng)濟(jì)的大繁榮大發(fā)展，相關(guān)工作人員要緊扣時(shí)代脈搏，強(qiáng)化信息化手段在農(nóng)村經(jīng)濟(jì)管理中的應(yīng)用，實(shí)現(xiàn)農(nóng)村經(jīng)濟(jì)管理的信息化和現(xiàn)代化。

3.1.2 溫度分布

從圖5 和圖6 中可以看出，當(dāng)蓄熱完成時(shí)，板型和圓柱型單元水箱內(nèi)的溫度在337～343 K之間，溫差較小。但球型單元水箱內(nèi)不同區(qū)域卻存在較大溫差，在其水箱的右下區(qū)域水和相變材料溫度均達(dá)到了341 K，而左上區(qū)域的相變材料溫度卻低于325 K，此處相變材料沒(méi)有完全熔化，這也是圖4中液相分?jǐn)?shù)難以達(dá)到1的原因。而該處的相變材料之所以未熔化完全，是因?yàn)榍蛐蛦卧鋬?nèi)的熱媒與蓄熱介質(zhì)首先在右下區(qū)域進(jìn)行換熱，溫度沿右下至左上逐漸升高。當(dāng)出口溫度達(dá)到341 K時(shí)，與出口位置高度相近的左側(cè)相變材料部分沒(méi)能進(jìn)行充分換熱，因此仍有部分石蠟未熔化。對(duì)于板型和圓柱型單元水箱，其溫度分布則主要呈現(xiàn)出中間低，上下高的趨勢(shì)。這是由于靠近進(jìn)水口的水箱底部區(qū)域溫度較高。同時(shí)由于相變材料進(jìn)行相變時(shí)溫度不變，因此相變材料周?chē)鷧^(qū)域的溫度普遍偏低。此外，由于封裝單元的形狀不同，造成了同體積相變材料在水箱中的布置方式不同，從而使得受相變材料影響的相變區(qū)域體積也有所不同。其中，板型和圓柱型單元水箱的相變區(qū)域相對(duì)較小，只抑制了水箱中的部分溫升，熱媒可以通過(guò)右側(cè)不受相變材料影響的非相變區(qū)域進(jìn)行換熱，水溫快速升高，并堆積在水箱頂部，從而出現(xiàn)了水箱頂部溫度高于相變區(qū)域的現(xiàn)象。而與之相反，球型單元的相變區(qū)域較大，其影響面積覆蓋了水箱的整個(gè)橫截面，因此球型單元水箱只能由下至上依次進(jìn)行換熱，同時(shí)這也導(dǎo)致了水箱中換熱死區(qū)的出現(xiàn)。

制備過(guò)程中,光刻和刻蝕工藝會(huì)對(duì)電阻圖形的實(shí)際線寬產(chǎn)生一定的影響,從而影響薄膜電阻的阻值精度。因而需要精確控制光刻和刻蝕的工藝參數(shù),使得實(shí)際的電阻圖形盡量接近設(shè)計(jì)值。線寬精度的計(jì)算公式為:

圖7展示了同一水箱中不同高度處的水溫變化情況。測(cè)點(diǎn)坐標(biāo)為(250 mm，250 mm，

)，其中T1-T10 的

分別為50 mm、100 mm、200 mm、300 mm、400 mm、500 mm、600 mm、700 mm、800 mm、850 mm。由圖7(a)可知，在傳統(tǒng)水箱中，T1 因?yàn)榭拷溥M(jìn)口所以其溫度最高，而其他各點(diǎn)溫度在整個(gè)蓄熱過(guò)程中始終保持著上低下高的趨勢(shì)，但溫差不大。在圖7(b)和圖7(c)中，由于板型和圓柱型單元水箱中存在相變區(qū)域，因此其溫度分布及變化規(guī)律與傳統(tǒng)水箱相比有所不同，水溫分布主要為除上下高溫區(qū)域外，相變區(qū)域水溫由T8～T3 依次降低。這說(shuō)明相變材料與水之間的換熱效果上側(cè)區(qū)域要優(yōu)于下側(cè)區(qū)域。此外，這種溫差變化由于圓柱型單元換熱面積較大，其內(nèi)的相變材料熔化加快而變得更加明顯。但在圖7(d)中，除相變區(qū)域的T7～T3 溫度依次降低且溫差較小外，其余非相變區(qū)域各點(diǎn)之間溫差較大，溫度分布與其他水箱相比區(qū)別較大。這主要是受到球型單元的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)以及布置方式的影響。

式中，

Q

為相變儲(chǔ)能水箱總蓄熱量；下標(biāo)p、w分別代表相變材料和水；

為比熱容；

為密度；

為相變材料或水的體積，

=0.0405 m

；

為相變 潛 熱；此 外，?

=

-

，?

=

-

，?

=

-

，其中：

為水箱和相變材料初始溫度；

為蓄熱完成時(shí)水的平均溫度；

為蓄熱完成時(shí)相變材料的平均溫度；

為相變材料開(kāi)始熔化時(shí)的溫度；

為相變材料完全熔化時(shí)的溫度；

通過(guò)上述分析可知，水箱中T2～T9 各點(diǎn)的水溫變化較小可忽略不計(jì)，因此本工作選取了T1、T5、T10 三點(diǎn)，對(duì)3 種相變儲(chǔ)能水箱進(jìn)行對(duì)比分析。從圖9(a)和(c)可以看出板型和圓柱型單元水箱在下部和上部區(qū)域的溫度基本相同。而球型單元水箱與之相比，由于其由下至上的換熱方式，使得水溫在下部區(qū)域更高，上部區(qū)域更低。而在圖9(b)中，三者中間區(qū)域溫度基本相同，但板型和球型單元水箱溫度要略高于圓柱型單元水箱。

目前，研究新的雜交水稻品種，需要在常規(guī)育種技術(shù)的基礎(chǔ)上，利用分子生物學(xué)研究成果，進(jìn)一步研究出有利于提高品種質(zhì)量和產(chǎn)量的優(yōu)異基因，從而培育出高產(chǎn)的水稻新品種。

從圖8可以看出，在整個(gè)蓄熱過(guò)程中測(cè)點(diǎn)P2～P7 之間的溫差較小可忽略不計(jì)。因此本工作選取P1、P5、P8三點(diǎn)，對(duì)不同相變儲(chǔ)能水箱相同位置處的相變材料溫度進(jìn)行分析。從圖10(a)和(b)中可以看出，處于水箱底部和中間區(qū)域的相變材料相變規(guī)律為，球型單元水箱最先開(kāi)始熔化，圓柱型單元水箱次之，板型單元水箱最后熔化。同時(shí)，球型單元內(nèi)的相變材料也最先完成相變。但在圖10(c)中，由于球型單元水箱頂部存在換熱死區(qū)，因此其相變材料熔化開(kāi)始時(shí)間要晚于其他兩種相變儲(chǔ)能水箱。

圖3為蓄熱過(guò)程中水箱出口溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系。從圖中可知，4 種水箱完成蓄熱所用時(shí)間分別為：9300 s、14400 s、13200 s、12900 s。傳統(tǒng)水箱的蓄熱時(shí)間遠(yuǎn)小于相變儲(chǔ)能水箱，即在水箱中添加相變材料延長(zhǎng)了水箱的蓄熱時(shí)間。而3種相變儲(chǔ)能水箱中球型單元水箱最先完成蓄熱，相比其他兩種相變儲(chǔ)能水箱，蓄熱時(shí)間分別縮短了10.4%和2.3%，板型單元水箱最后完成蓄熱，與傳統(tǒng)水箱相比蓄熱時(shí)間延長(zhǎng)了54.8%。這是因?yàn)橄嘧儾牧显谙嘧冞^(guò)程中進(jìn)行潛熱儲(chǔ)熱，溫度不變，抑制了水箱的溫升，因此水箱蓄熱時(shí)間被延長(zhǎng)。圖4展示了3種水箱蓄熱過(guò)程中相變材料液相分?jǐn)?shù)的變化情況。通過(guò)觀察水箱內(nèi)相變材料液相分?jǐn)?shù)可知，蓄熱過(guò)程中球型和圓柱型結(jié)構(gòu)相對(duì)于板式結(jié)構(gòu)的液相分?jǐn)?shù)更高，因此這兩種結(jié)構(gòu)內(nèi)的相變材料熔化更快，相變蓄熱時(shí)間更短，這是由于球型和圓柱型結(jié)構(gòu)增大了石蠟與水之間的換熱面積，提高了單位時(shí)間內(nèi)的換熱量。此外，從圖4中也可以觀察到在蓄熱后期球型單元中的液相分?jǐn)?shù)始終難以達(dá)到1，為探究該現(xiàn)象，特進(jìn)行了下述對(duì)于水箱內(nèi)溫度分布的分析。

閱讀譯文后會(huì)發(fā)現(xiàn)，這段翻譯旨在向原文文意無(wú)限靠近，因?yàn)檫@樣一個(gè)場(chǎng)景并不受地域或文化約束，按照原意一本正經(jīng)地翻譯，告訴大家這個(gè)“秘訣”才最能體現(xiàn)反諷語(yǔ)氣，譯文如下：

3.1.3 蓄熱量

相變儲(chǔ)能水箱蓄熱量由相變材料蓄熱和水蓄熱兩部分組成。根據(jù)本工作所選用的相變材料比熱容和相變溫度等參數(shù)的特點(diǎn)，蓄熱量計(jì)算公式可寫(xiě)為

圖8為3種相變儲(chǔ)能水箱分別在坐標(biāo)為(220 mm，220 mm，

)時(shí)的相變材料溫度隨時(shí)間的變化，其中P1～P8的

分別為290 mm、350 mm、410 mm、470 mm、530 mm、590 mm、650 mm、710 mm、770 mm。從圖中可以看出，板型和圓柱型單元中不同高度處的相變材料幾乎同時(shí)開(kāi)始熔化，但P8點(diǎn)的相變材料最先熔化完全。板型單元中相變材料溫度隨高度的增加而增加，圓柱型單元中的相變材料溫度則是呈現(xiàn)出頂部和底部溫度高，中間溫度低的趨勢(shì)。此外，板型和圓柱型單元水箱在蓄熱過(guò)程中各點(diǎn)的相變材料溫差較小，溫度基本相同。而與之相反，在球型單元水箱中相變材料溫度則隨位置高度的不同變化較大。其中T7和T8兩點(diǎn)由于水箱中存在換熱死區(qū)而使得其溫度遠(yuǎn)小于其他各點(diǎn)，除此兩點(diǎn)外，其余各點(diǎn)相變材料溫度隨著高度的增加而降低。

圖12 和圖13 表明，4 種水箱完成放熱過(guò)程所用時(shí)間分別為9300 s、12900 s、12300 s、12000 s。傳統(tǒng)水箱最先完成放熱，而后球型單元水箱、圓柱型單元水箱、板型單元水箱放熱時(shí)間依次延長(zhǎng)。球型單元水箱放熱時(shí)間較板型和圓柱型單元水箱分別縮短了7%和2.3%。由此可知相變材料的添加延長(zhǎng)了水箱的放熱時(shí)間。放熱時(shí)間的長(zhǎng)短與相變材料的相變過(guò)程有關(guān)，板型封裝單元內(nèi)相變材料進(jìn)行相變的時(shí)間最長(zhǎng)，因此該水箱完成放熱所需要的時(shí)間也最久，相比于傳統(tǒng)水箱增加了38.7%。

“西湖山水還依舊……看到斷橋橋未斷，我寸腸斷，一片深情付東流！”白衣女子一揮水袖，哀怨的歌聲隱隱傳來(lái)。

3.2 放熱過(guò)程

3.2.1 放熱時(shí)間

通過(guò)式(7)計(jì)算可知當(dāng)蓄熱完成時(shí)傳統(tǒng)水箱的蓄熱量為35.832 MJ，板型、圓柱型和球型單元水箱蓄熱量分別為41.582 MJ、41.612 MJ、41.265 MJ。相比于傳統(tǒng)水箱，3 種相變儲(chǔ)能水箱蓄熱量分別提升了16%、16.1%、15.2%?？梢钥闯觯m然三種相變水箱內(nèi)相變材料的用量相同，理論上蓄熱量也應(yīng)相同，但由于蓄熱完成時(shí)，不同水箱內(nèi)的水溫和相變材料溫度并不相同，尤其球型單元水箱中存在換熱死區(qū)，導(dǎo)致其內(nèi)溫度分布差異較大，因此它們的蓄熱量也有所差別。如圖11 所示，由于圓柱型單元水箱內(nèi)相變材料儲(chǔ)存的熱量最多，即便水蓄熱量低于板型單元水箱，但其總蓄熱量依舊最高。

3.2.2 溫度分布

在放熱過(guò)程中相變材料溫度隨位置的變化情況如圖17 所示，其變化規(guī)律與蓄熱時(shí)相似。即板型和圓柱型單元水箱內(nèi)的相變材料溫度基本不隨位置高度發(fā)生改變，或變化很小。但球型單元水箱，由于T7和T8測(cè)點(diǎn)位于換熱死區(qū)，因此該兩點(diǎn)溫度與其他各點(diǎn)相比存在較大差異。

從圖16中可以看出，4種水箱的溫度分布規(guī)律與蓄熱時(shí)基本相同。對(duì)于傳統(tǒng)水箱、板型單元水箱以及圓柱型單元水箱內(nèi)的不同測(cè)點(diǎn)處溫度隨高度的變化較小。其中傳統(tǒng)水箱內(nèi)的溫度隨高度的增加而增加，板型和圓柱型單元水箱相變區(qū)域內(nèi)的水溫要高于其他區(qū)域。此外，在球型單元水箱中各點(diǎn)的水溫則差異較大，雖然相變區(qū)域的溫度普遍高于水箱底部溫度，但由于受到與蓄熱相同的相變材料布置方式影響，反而使得水箱上部能夠長(zhǎng)時(shí)間保持較高溫度。

3種相變儲(chǔ)能水箱放熱過(guò)程溫度云圖如圖14和圖15 所示。從圖中可以看出，當(dāng)?shù)蜏厮畯南聜?cè)入口進(jìn)入水箱后，冷水主要堆積在水箱的右下部區(qū)域，而后與水箱中的高溫水和相變材料進(jìn)行換熱，從而釋放出水箱中的熱量。在放熱開(kāi)始階段，水箱內(nèi)的溫度由上到下逐漸降低，相變材料未開(kāi)始凝固。當(dāng)相變材料開(kāi)始凝固時(shí)，水箱中的溫度分布開(kāi)始發(fā)生變化。在相變材料附近的相變區(qū)域，由于相變過(guò)程溫度不變，因此該區(qū)域的溫度要高于其他區(qū)域，這就形成了水箱中間溫度高，上下溫度低的溫度分布情況，此現(xiàn)象在板型和圓柱型單元水箱中最為明顯，且兩者在放熱結(jié)束時(shí)相變材料能夠完全凝固。而與之相反，球型單元水箱由于其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)使得該水箱中相變材料影響區(qū)域要大于前兩者，因此在放熱過(guò)程中，相變材料由下至上依次進(jìn)行凝固，同時(shí)水箱內(nèi)溫度分布也呈現(xiàn)出上高下低的趨勢(shì)。

在圖18 中，對(duì)于不同的相變儲(chǔ)能水箱，同一時(shí)刻其底部溫度：板型與圓柱型單元水箱基本相同，且均大于球型單元水箱。中間區(qū)域溫度始終為圓柱型單元水箱最高。3 種水箱在底部和中間區(qū)域的溫度相差較小，變化不明顯。但在頂部區(qū)域球型單元水箱的溫度要遠(yuǎn)高于板型與圓柱型單元水箱。

不同水箱內(nèi)同一高度處的相變材料溫度變化也不盡相同。如圖19所示，在水箱底部和中間區(qū)域，球型、圓柱型、板型單元內(nèi)的相變材料依次完成凝固。頂部區(qū)域則由于換熱死區(qū)的存在而使得球型單元內(nèi)的相變材料最后完成相變。

3.2.3 放熱量

放熱量計(jì)算公式與公式(7)相似。根據(jù)計(jì)算可得，4 種水箱在放熱完成時(shí)的放熱量分別為：35.832 MJ、41.634 MJ、41.55 MJ、41.279 MJ。相變水箱相比于傳統(tǒng)水箱放熱量分別提升：16.2%、15.9%、15.2%。由此可知整個(gè)放熱過(guò)程中3 種相變水箱所釋放的熱量基本相同。其中球型單元水箱放熱量略低于其他兩種，板型單元水箱放熱量最高。

就上述實(shí)施的條件和要求而言，無(wú)論在技術(shù)、硬件、經(jīng)驗(yàn)、方法理論及相關(guān)法律法規(guī)等方面都具備了成熟的實(shí)施與應(yīng)用的條件并有很多成功的案例可以借鑒和復(fù)用。

3.3 綜合分析

通過(guò)對(duì)上述相變水箱蓄放熱過(guò)程分析可知，封裝單元形狀不同對(duì)水箱蓄放熱性能有著一定的影響。而之所以產(chǎn)生此種情況是因?yàn)樗鋬?nèi)封裝單元的換熱面積和換熱系數(shù)并不相同。經(jīng)過(guò)上文對(duì)于水箱蓄放熱時(shí)間、溫度分布以及蓄放熱量的分析，結(jié)果表明，球型單元雖然換熱面積最大，約為4.86 m

，分別是板型單元和圓柱型單元的1.6 倍和1.16 倍，但其蓄放熱性能與其他兩種水箱相比較差，因此可知換熱面積雖然對(duì)水箱性能有所影響，但并非主要影響因素。影響相變儲(chǔ)能水箱的主要因素應(yīng)為換熱系數(shù)。如圖20和圖21所示，板型單元水箱內(nèi)水從進(jìn)口流入水箱后在底部沿

軸方向流動(dòng)并沖擊右側(cè)壁面，然后沿

軸方向不斷上升擴(kuò)散，當(dāng)達(dá)到水箱頂部時(shí)，部分水從出口流出，而另一部分則順著頂部從相變材料與相變材料，以及相變材料與左側(cè)水箱壁之間的空隙流回到底部進(jìn)口處與新進(jìn)入的水混合，從而形成一個(gè)循環(huán)。圓柱型單元水箱內(nèi)水流情況與板型單元水箱基本相同，但通過(guò)圖20 可知，圓柱型水箱中的水可以沿

軸方向，橫穿相變區(qū)域，在圓柱型單元附近形成繞流，致使相變材料與水的換熱系數(shù)增加，相變材料相變加快。在球型單元水箱中，由圖21 可知，水流雖然同樣沖擊右側(cè)壁面并向上攀升，但由于球型單元縱向之間存在空隙，在水流上升過(guò)程中會(huì)有部分流向空隙，并圍繞著球型單元循環(huán)流動(dòng)，此種現(xiàn)象主要發(fā)生在右下區(qū)域，因此該區(qū)域的相變材料相變更快，相變速度遠(yuǎn)超其他兩種水箱。同樣，也正因?yàn)樗w的熱量循環(huán)絕大部分存在于右下區(qū)域，無(wú)法同板型和圓柱型單元水箱一樣形成環(huán)繞整個(gè)水箱的循環(huán)流動(dòng)，從而使得其他區(qū)域的相變材料與水的換熱系數(shù)遠(yuǎn)小于相同位置處的其他兩種水箱，這也是水箱中出現(xiàn)換熱死區(qū)的原因，相變材料與水的總換熱系數(shù)較低，因此水箱的總體性能較差。由此可知，在分析相變水箱性能時(shí)應(yīng)該從相變材料整體的角度出發(fā)，不應(yīng)局限于水箱的某一相變單體或某一區(qū)域。

本工作主要從水箱的蓄放熱時(shí)間、溫度分布，以及蓄放熱量三方面來(lái)探究水箱的綜合性能。蓄熱時(shí)，水箱蓄熱時(shí)間越短，說(shuō)明水箱出口水溫達(dá)到設(shè)定溫度所花費(fèi)的時(shí)間越少。三種相變水箱中圓柱型和球型單元水箱蓄熱時(shí)間較短，但由于球型單元水箱內(nèi)存在換熱死區(qū)，在蓄熱完成時(shí)水箱內(nèi)儲(chǔ)存的熱量少于圓柱型單元水箱，因此在蓄熱時(shí)，圓柱型單元水箱的性能較優(yōu)。此外，當(dāng)水箱放熱時(shí)，放熱時(shí)間越長(zhǎng)，說(shuō)明水箱能為建筑供熱的時(shí)間越久。板型單元水箱相比其他兩種相變水箱放熱時(shí)間更長(zhǎng)，同時(shí)水箱內(nèi)換熱效果較好，釋放的熱量也相對(duì)較高，因此在放熱時(shí)，板型單元水箱的性能更好。

4 結(jié) 論

封裝單元形狀不同對(duì)于水箱蓄放熱性能有著一定的影響。通過(guò)對(duì)上述4種水箱進(jìn)行蓄放熱過(guò)程模擬，可得出以下結(jié)論：

（1）在水箱中添加相變材料能夠延長(zhǎng)水箱蓄放熱時(shí)間、增加蓄放熱量。3 種相變儲(chǔ)能水箱在蓄熱過(guò)程中，球型單元水箱最先完成蓄熱，蓄熱時(shí)間為12900 s。圓柱型單元水箱儲(chǔ)存的熱量最多，約為41.612 MJ。放熱過(guò)程中，板型單元水箱放熱時(shí)間最久，約為12900 s。同時(shí)其釋放的熱量也最多，約為41.634 MJ。3 種相變儲(chǔ)能水箱，蓄熱時(shí)，圓柱型單元水箱性能較優(yōu)；放熱時(shí)，板型單元水箱性能更好。據(jù)此可為今后實(shí)際工程中封裝單元形狀的選取提供參考。

風(fēng)味是酸奶質(zhì)量的一個(gè)重要指標(biāo)，同時(shí)也是消費(fèi)者考慮接受程度和偏好的重要因素。為了探究酸奶在發(fā)酵過(guò)程中風(fēng)味物質(zhì)的協(xié)同作用機(jī)理，國(guó)內(nèi)外一些學(xué)者對(duì)其代謝途徑和代謝調(diào)控方式開(kāi)展大量的研究工作[10-12]。本文從酶活研究進(jìn)展方面初步闡述酶活與酸奶風(fēng)味的關(guān)系，以期為相關(guān)深入研究奠定基礎(chǔ)。

（2）封裝單元形狀不同會(huì)使同體積相變材料在水箱中的布置方式發(fā)生改變，進(jìn)而影響水箱內(nèi)的溫度分布。板型和圓柱型單元水箱內(nèi)溫度分布相似，中間相變區(qū)域與周?chē)鷧^(qū)域相比蓄熱時(shí)溫度較低，放熱時(shí)溫度較高。球型單元水箱較前兩者存在較大差異，水箱內(nèi)水溫在蓄放熱過(guò)程中隨高度的增加而逐漸降低或升高。此外，球型單元水箱，在放熱前期，頂部區(qū)域能夠長(zhǎng)時(shí)間地保持較高溫度，從而使得出口水溫較高。

（3）同體積相變材料，當(dāng)以球型單元封裝時(shí)，換熱面積最大，相變更快。但其水箱中易出現(xiàn)換熱死區(qū)。因此當(dāng)采用球型結(jié)構(gòu)時(shí)，封裝單元位置應(yīng)根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整。

[1] ABDELSALAM M Y, TEAMAH H M, LIGHTSTONE M F, et al.Hybrid thermal energy storage with phase change materials for solar domestic hot water applications: Direct versus indirect heat exchange systems[J].Renewable Energy,2020,147:77-88.

[2] QIN Y B, WANG Z L, ZHANG H, et al. The effect of phase change material balls on the thermal characteristics in hot water tanks: CFD research[J].Applied Thermal Engineering, 2020, 178:doi:10.1016/j.applthermaleng.2020.115557.

[3] ABDELSALAM M Y, SARAFRAZ P, COTTON J S, et al. Heat transfer characteristics of a hybrid thermal energy storage tank with phase change materials (PCMs) during indirect charging using isothermal coil heat exchanger[J]. Solar Energy, 2017, 157:462-476.

[4] NKWETTA D N, VOUILLAMOZ P E, HAGHIGHAT F, et al. Impact of phase change materials types and positioning on hot water tank thermal performance: Using measured water demand profile[J].Applied Thermal Engineering,2014,67(1/2):460-468.

[5] KUMAR G S, NAGARAJAN D, CHIDAMBARAM L A, et al. Role of PCM addition on stratification behaviour in a thermal storage tank-An experimental study[J].Energy,2016,115:1168-1178.

[6] ABDELSALAM M Y, LIGHTSTONE M F, COTTON J S. A novel approach for modelling thermal energy storage with phase change materials and immersed coil heat exchangers[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2019,136:20-33.

[7] LIANG F, ZHANG Y, LIU Q J, et al. Experimental study on thermal energy storage performance of water tank with phase change materials in solar heating system[J]. Procedia Engineering,2017,205:3027-3034.

[8] RAMANA A S, VENKATESH R, RAJ V A A, et al. Experimental investigation of the LHS system and comparison of the stratification performance with the SHS system using CFD simulation[J].Solar Energy,2014,103:378-389.

[9] ABDELSALAM M Y, SARAFRAZ P, COTTON J S, et al. Heat transfer characteristics of a hybrid thermal energy storage tank with phase change materials (PCMs) during indirect charging using isothermal coil heat exchanger[J]. Solar Energy, 2017, 157:462-476.

[10]FENG G H, LIANG D, HUANG K L, et al. Thermal performance difference of phase change energy storage units based on tubular macro-encapsulation[J]. Sustainable Cities and Society,2019,50:doi:10.1016/j.scs.2019.101662.

[11]馮國(guó)會(huì), 朱玉華, 黃凱良, 等. 相變儲(chǔ)能水箱蓄放熱性能多因素模擬分析[J].沈陽(yáng)建筑大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,32(4):675-683.FENG G H, ZHU Y H, HUANG K L, et al. Heat storage and release performance simulation and multiple factors analysis in phase change energy storage tank[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University(Natural Science),2016,32(4):675-683.

[12]吳璠, 程遠(yuǎn)達(dá), 秦智勝, 等. 相變材料對(duì)家用水箱性能的影響及相變層厚度優(yōu)化[J].科學(xué)技術(shù)與工程,2021,21(8):3281-3289.WU F, CHENG Y D, QIN Z S, et al. Effect of phase change material on performance of domestic water tank and optimization of phase change layer thickness[J]. Science Technology and Engineering,2021,21(8):3281-3289.