热偏转率

热偏转率（共3篇）

热偏转率 篇1

0 引言

纯气凝胶是一种结构可控的颗粒分散系多孔轻质材料, 其纳米结构孔洞为1~100nm, 骨架颗粒为1~20nm, 如图1所示。这种纳米尺度固体颗粒形成的开放性纳米多孔结构和连续空间网络结构造成材料内部富含大量的空气隙, 因此具有优良的隔热性能, 从而被广泛用于国防军工、飞机、潜艇、石油运输、冶金、化工等行业的工业管道及汽车、家用电饭煲、焖锅、电冰箱等的保温隔热[1,2]。但是, 由于它的骨架颗粒为纳米量级, 对主要由波长为2~8μm红外热辐射几乎表现为全透过, 因此无法应用于由近红外引起的高温隔热领域。理论上, 根据单散射的Mie理论, 若组成材料的颗粒尺度与入射波长为同一量级时, 会对入射电磁波产生强烈的散射, 这样可大大减小电磁波透过率, 达到保温隔热的效果。为此, 往往在纯气凝胶粉体材料中加入遮光剂, 如SiC和ZrO2等。一般假设这些遮光剂呈球形颗粒状, 均匀分散于纯气凝胶构成的骨架网格中。

现实验室制备出的气凝胶遮光剂复合隔热材料已具有一定的高温隔热效果[3,4,5,6,7], 且具有轻、薄的特点, 是首选的航天器表面隔热涂料。Zeng S.Q.等[6]在纯纳米SiO2气凝胶中加入质量分数为8%的炭黑遮光剂, 发现红外光能量有2/3被削弱, 但是这种遮光剂材料在温度超过300℃时会被氧化, 所以温度太高时不能使用;另外4个研究小组[3,4,5,7]发现, 在纯纳米SiO2气凝胶中加入TiO2可明显改善其隔热特性, 但是最高隔热温度不能超过700℃, 与航天器表面隔热温度1000℃还有一定的差距。理论研究方面, 已有一些关于这种高温隔热涂料热辐射机理的理论分析[8,9,10]。李东辉等[8]根据瑞利散射理论、经典圆柱体Mie散射理论和吸收介质内球体颗粒的Mie散射理论, 用Fortran语言编程计算了复合气凝胶的热辐射特性。赵俊杰等[9]基于改进的Kramers-Kr9nig (KK) 关系式和Mie散射理论, 建立获得遮光剂颗粒复折射系数的求解模型。孙夺等[10]编程计算了加入质量分数为20%的遮光剂气凝胶复合材料的热辐射特性, 其理论计算方法是从单体的单散射理论出发, 对于多体问题采用单散射理论的简单叠加来处理, 笔者认为不够科学。

鉴于理论研究方面差异较大且没有很好地给出加入遮光剂的气凝胶复合材料的红外热辐射理论机理, 本研究拟根据气凝胶复合隔热材料的微观结构特性, 首次用多体散射理论计算遮光剂球形颗粒分散体系的红外热透过率。这种多体散射理论是基于热辐射传输方程研究多体问题中电磁波传输问题的理论, 已成功应用于大气中的光传输、空间环境热分析、生物组织内部辐射传递等领域。在单散射Mie理论和多散射理论基础上, 通过分析小角度近似和多次散射因子对比尔-朗伯定律中散射传递函数的影响, 建立气凝胶遮光剂复合材料前向散射透过率的理论计算方法, 编写相应的计算程序, 计算SiC、ZrO2两种遮光剂材料球形颗粒分散系的红外热透过率, 并进行比较, 揭示遮光剂粒子的质量分数、厚度、复折射率和粒径对透过率的影响, 进而指导遮光剂材料的选择和尺寸设计, 为推动新型高温隔热涂料的设计与制作提供理论基础。

1 多体计算理论模型和计算方法

研究对象是均匀分布于纯气凝胶网格骨架材料中的高浓度遮光剂球形颗粒。由于纯气凝胶骨架颗粒为纳米量级, 对波长主要为2~8μm的红外光几乎表现为全透过, 在体系中加入半径为微米量级的遮光剂颗粒, 根据Mie理论, 此时单颗粒会对入射波形成强烈的散射, 从而提升气凝胶材料的隔热性能。实验装置示意图如图2所示:平行激光束入射到样品厚度为L的气凝胶遮光剂复合材料上, 其中遮光剂球形颗粒对红外线产生强烈的散射, 假设单位体积内遮光剂粒子数为Np (称为浓度) 。若浓度很小, 则光散射过程属于不相关单散射过程, 用Mie理论即可解释;若浓度较大, 则电磁波散射互相影响, 此时必须考虑多散射带来的影响。

半径相同、浓度较低的遮光剂球形颗粒分散系, 其光散射过程属于不相关的单散射, 基于比尔-朗伯定律 (B-L定律) , 定义传递函数为:

式中:光学厚度τ=Npσextl;σext为单颗粒消光截面, 且σext=σs+σa (σs是单颗粒散射截面, σa是单颗粒吸收截面) 。

粒径有一定分布的低浓度分散系, 仍可作为单粒子散射体系处理, 只是单粒子散射截面要做修正。为了保留B-L定律的简单形式, 可定义传递函数为:

式中:τ为平均光学厚度, 珋σext为颗粒系的单颗粒平均消光截面。对粒径分布函数为f (r) 的颗粒系, 平均消光截面可定义为:

对于单一半径的气溶胶遮光剂复合材料模型, 粒径没有分布, 则

消光系数定义为:

假设样品厚度L与散射光到接收器的距离S之比满足, 且接收器接收范围 (即接收角范围) θ=2θd≤10°, 在保留B-L定律形式的前提下, 公式 (2) 变形为[11]:

式中:τ*是考虑接收角的光学厚度;σ* (θd) 是考虑接收角的单粒子消光截面, 定义为[12,13]:

式中:σs是单粒子散射截面;Pθ是单粒子散射相函数。对于单一半径的气溶胶遮光剂复合材料模型, 有:

考虑多次散射, 引入修正因子Ct[13], 则传递函数为:

考虑小角度近似, 则:

式中:消光截面的相对值;〈u0〉为相函数反对称因子;s=ωCs[1-e-〈u0〉τ/2]且Cs=max[〈u0〉, q (θd) ];颗粒单散射反照率;单散射尺寸参数α=2πr/λ。

考虑遮光剂在气凝胶中所占比例 (质量比) , 定义质量分数[10]为:

式中:w为气凝胶中遮光剂的质量分数;ρ0、V0分别为气凝胶的密度和体积;ρ为遮光剂的密度。

可解出粒子数密度为:

根据上述理论方法, 用Matlab编程进行计算, 可求出高浓度遮光剂球形颗粒分散系电磁波透过率和相关热辐射特性。程序中相关参数为:样品厚度L=40μm;接收角θ=2θd=6°;入射光波长λ=2~8μm;相函数反对称因子〈u0〉=0.849[11];遮光剂球形颗粒半径r=0.1~3μm;遮光剂质量分数w=10%~40%;SiO2气凝胶密度ρ0=120kg·m-3、体积V0=1m3;SiC遮光剂密度ρSiC=3100kg·m-3;ZrO2遮光剂密度ρZrO2=5890kg·m-3[10]。

2 结果与讨论

先假设遮光剂颗粒均为球形, 且半径尺寸单一, 均匀分散于待测区内。入射波波长为2~8μm, 对应黑体辐射的温度1000℃, 相当于飞机表面温度。研究对象是纯SiO2气凝胶中遮光剂球形颗粒分散系。遮光剂材料选为SiC和ZrO2, 对应波长在2~8μm的复折射率 (n*=n-i k) 见图3[14,15]。

图4为遮光剂为SiC和ZrO2、厚度为40μm的气凝胶遮光剂复合材料红外热透过率T与遮光剂球形颗粒半径r之间的关系, 图中4条线分别对应遮光剂质量占整个复合材料质量的10%、20%、30%和40%。从透过率与质量分数的关系来看, 随着遮光剂材料质量分数的增加, 两种复合材料红外热透过率均呈现减小趋势;从透过率与遮光剂颗粒半径之间的关系来看, 两种材料的透过率随半径的增加都呈先减小再增大的趋势, 其中SiC材料透过率极小值出现在r=1.2μm处, ZrO2材料透过率极小值出现在r=0.7μm处, 这些极值点正是制备遮光剂球形颗粒的最佳半径。

图5为SiC和ZrO2遮光剂质量分数为20%的气凝胶遮光剂复合材料红外热透过率T与遮光剂球形颗粒半径r之间的关系, 图中3条线分别对应复合材料厚度为4μm、40μm和400μm。从透过率与材料厚度的关系来看, 随着厚度的增加, 两种复合材料红外热透过率均呈减小趋势;从透过率与遮光剂颗粒半径之间的关系来看, 两种材料的透过率随半径的增加也呈先减小再增大的趋势, 其中SiC材料透过率极小值仍然出现在r=1.2μm处, ZrO2材料透过率极小值仍在r=0.7μm处。

图6为遮光剂质量分数为20%、复合材料厚度为40μm时两种复合材料红外热透过率T随遮光剂颗粒半径r的变化情况。计算结果表明, 随着颗粒分散系单颗粒半径的增大, 两种材料透过率均表现出先降低后升高的趋势, 但是对应遮光剂球形颗粒都有各自的最佳制备半径。

以上计算结果表明:对于气凝胶遮光剂复合材料, 为减小材料的红外热透过率, 在实验允许的范围内, 遮光剂质量分数和材料厚度越大越好;对于不同的遮光剂材料, 由于折射率的影响, 不同的遮光剂材料有不同的最佳制备半径, 如SiC和ZrO2遮光剂, 最佳半径分别为1.2μm和0.7μm。

3 结论

基于气凝胶前向散射透过率的多体理论计算方法, 对加入SiC和ZrO2遮光剂的气凝胶复合隔热材料的热透过率进行了研究, 考察了遮光剂粒子的折射率、粒径大小、质量分数和复合材料厚度对透过率的影响。对于所有气凝胶遮光剂复合材料, 为减小材料的红外热透过率, 在实验允许的范围内, 遮光剂质量分数和材料厚度越大越好;对于不同的遮光剂材料, 由于复折射率的影响, 不同的遮光剂材料有不同的最佳制备半径, SiC和ZrO2遮光剂的最佳半径分别为1.2μm和0.7μm。计算结果对气凝胶隔热材料的选取和设计具有指导意义。

热偏转率 篇2

在不同距离处，可测的目标的有效直径是不同的，因而在测量小目标时要注意目标距离。红外测温仪距离系数K的定义为：被测目标的距离L与被测目标的直径D之比，即K=L/D

二。选择被测物质发射率

红外测温仪一般都是按黑体（发射率ε=1.00）分度的，而实际上，物质的发射率都小于1.00。因此，在需要测量目标的真实温度时，须设置发射率值。物质发射率可从《辐射测温中有关物体发射率的数据》中查得。

如果无法确定物体的辐射率，可以用以下方法：

用黑色的胶布（推荐3M牌）贴到待测物体的表面上，将热像仪的辐射率设置为0.75。待黑色胶布的温度和物体基本一致时（热传递），测量黑色胶布的温度，此温度即可作为待测物体的温度。

三。强光背景里目标的测量

若被测目标有较亮背景光（特别是受太阳光或强灯直射），则测量的准确性将受到影响，因此可用物遮挡直射目标的强光以消除背景光干扰。

四。瞄准目标的方向

红外测温仪在测量时的最佳方向是与被测目标表面成垂直状态，若不能保证垂直，最好与垂线夹角小于45o，否则将会影响测量精度。

由于灰尘一般会下落，因此不要把红外测温仪从下向上瞄准目标；

由于热流一般向上流动，因此不要将红外测温仪安装在被测目标的上方；

选择适当的瞄准方向，避免其他高温物体的反射。

强光直射被测目标会影响测温稳定性，即便目标还未加温也会让仪器在测温下限附近波动，因此应当用遮挡物挡住直射强光。

五。空气质量

铝爆热特征值及反应率的研究 篇3

研究人员在进行含铝炸药配方设计时,通常采用11. 97 k J·g－ 1作为铝的爆热特征值计算含铝炸药的理论爆热值,导致爆热理论计算结果与实验测量值误差较大; 这是因为含铝炸药反应第一步是单质炸药的爆炸反应,第二步是铝粉与炸药反应后生成的高温高压的气体进行反应生成铝的氧化物,从而放出大量的热量; 也就是说,铝粉反应完全率的高低决定了含铝炸药爆热值的大小。因此,含铝炸药的爆热不仅与主体炸药组分含量有关,而且还与主体炸药的分子结构有关。通过试验研究了不同含铝炸药体系中铝的爆热特征值及反应率。

1 计算理论

1. 1 铝的爆热特征值的计算

铝的爆热特征值按式( 1) 计算,其中黏结剂、钝感剂爆热特征值按零计算［4］。

式( 1) 中: Q为炸药的爆热,J·g－ 1; mi为炸药各组分质量百分比,% ; Qi为炸药中某一组分爆热特征值,J·g－ 1。

含铝混合炸药的爆热按GJB 772—97 中701. 1绝热法测试爆热的方法试验得到,单质炸药的爆热同样按上述方法试验得到,RDX的爆热为6 000 J·g－ 1,PETN的爆热为6 195 J·g－ 1,HMX的爆热为6 000 J·g－ 1［5］。

1. 2 铝的爆炸反应率

由于单质炸药的爆热为一固定值,铝的燃烧热为一固定值,利用爆热弹测量出试样的爆热,再通过公式( 1) 计算出铝对爆热的贡献热值( 爆热特征值) ,即可通过公式( 2) 计算铝的爆炸反应率。

式( 2) 中: η 为铝的爆炸反应率,% ; QAl为炸药中铝对爆热的贡献热值,J·g－ 1; HAl为铝的燃烧热,数值为31 024 J·g－ 1［5］。

2 实验

2. 1 试样与试验装置

试样为压装炸药,药柱直径25 mm,质量25 g,药柱上端留有一直径7. 1 mm、深15 mm的雷管孔。爆热量热计示意图见图1。

1为温度控制仪;2为铂电阻;3为温度计;4为潜水泵;5为试样;6为爆热弹;7为量热桶;8为外桶;9为加热电极板;10为冷却蛇管;11为泵

3 分析与讨论

3. 1 铝在不同体系炸药中爆热特征值和反应率

不同体系炸药的爆热和铝粉的反应率见表1所示。

3. 2 铝在不同体系炸药中的含量与爆炸反应率的关系

铝粉在混合炸药中作为还原剂,铝粉的反应状态随炸药组分及其含量的不同而改变,但单质炸药的爆热为固定值,铝的燃烧热也为固定值,可以利用二者的关系通过公式( 2) 计算铝的爆炸反应率。对于RDX、PETN混合体系,铝粉含量与铝粉爆炸反应率的关系见图2。

拟合公式如下。

RDX/AL/BA体系:

PETN/AL/BA体系:

式中:w为铝在体系中的质量百分比,%。

3. 3铝的含量和配方体系不同对反应完全性的影响分析

从表1 中可以看出,RDX / Al / BA和PETN / Al /BA体系含铝炸药的爆热随铝粉含量的增加而增加。在PETN/Al/BA体系中,铝粉加入量为45%时,爆热还在增加,但这两个体系中随铝粉含量的增加,铝粉爆热特征值在减小,这是因为美国学者Cook M A认为含铝炸药的爆炸可概括为两步[6],第一步是单质炸药发生爆炸反应;第二步才是铝粉参与反应,铝粉相对炸药而言是惰性的,与炸药不能直接发生反应,要在炸药反应时造成的高温、高压条件下与炸药的反应产物再进行反应,反应形式主要有:

随着铝粉含量的增加,炸药含量降低,产物中CO2、CO、H2O含量降低,使铝粉不能全部氧化成Al2O3,或者以Al、Al O状态存在［7］。铝粉爆热特征值即会随着铝粉含量的增加而降低。

在RDX/AL/黏和HMX/AL/W体系中,随着铝含量的增加,爆热值和反应率先是增加而后减小［8］,这是因为在RDX/AL/黏体系中,黏结剂在体系中占的比例较大( 16% ) ,相当于单质炸药RDX被惰性介质包覆,当铝增加到一定比例时,单质炸药RDX在惰性介质中活化点减少,爆轰感度降低,反应完全性降低,使铝与产物反应不完全,因此,爆热、铝爆热特征值和反应率均减小。在HMX/AL/W体系中,HMX比RDX冲击波感度低,因此,当铝增加到一定比例时,随着铝的增加,HMX爆轰完全性降低,使铝与产物反应不完全,最终导致体系爆热、铝爆热特征值和反应率大幅度降低。

4 结论

( 1) 铝的爆热特征值不是一个固定值。它与铝含量、混合炸药配方、制备工艺等条件有关,铝的爆热特征值变化范围在11. 0 ~ 14. 0 k J·g－ 1,在设计炸药配方时,参照不同体系来确定铝爆热特征值。

( 2) 铝的爆热特征值随铝含量增加而减小。PETN体系含铝炸药,铝爆热特征值大于RDX体系含铝炸药,而RDX体系含铝炸药铝爆热特征值大于HMX体系含铝炸药。这是因为就爆轰感度而言,PETN大于RDX,RDX大于HMX,爆轰感度越高,化学反应强烈,爆温越高,增大了铝粉生成Al2O3的转化率。

( 3) 在RDX/Al和PETN/Al/BA体系中,铝的爆炸反应率随铝的增加而减小。在RDX/Al/黏结剂和HMX/Al/W体系中,铝的爆炸反应率先是随铝含量的增加而增大,而后随铝含量的增加而减小。

参考文献

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