高温导热系数

高温导热系数（共7篇）

高温导热系数 篇1

能源电力是关乎国计民生的支柱产业,也是社会经济发展的动力源泉。核能作为目前最现实的一种可以大规模替代化石燃料的清洁能源一直是社会关注的焦点[1,2,3]。模块式高温气冷堆是当今世界公认的先进反应堆堆型之一,固有安全性是其最突出的优点[4,5,6,7,8]。近年来,国际上提出了“第四代先进核能系统”的概念,要求具有良好的固有安全性、经济性、建设周期短等优点[9,10,11,12]。而作为六种第四代核电站概念堆系统之一的高温气冷堆和在此基础上发展的超高温气冷堆被认为是最有可能在不远的将来实施的先进堆型,是近期世界核电站发展最有前途的堆型。

1 球床式高温气冷堆

高温气冷堆从概念的提出至今已经历了半个多世纪的发展,并形成了较为成熟的技术路线。截止目前,世界上正进行的高温气冷堆技术研究项目主要有中国的HTR-10和HTR-PM、日本的HTTR、南非的PBWR和俄罗斯与美国联合开发GT-MHR等[13,14,15]。其中,中国和南非的技术路线延续发展了德国的球床式高温气冷堆方案,采用的是球形燃料元件[16,17,18,19,20]。而日本和美俄的技术方案采用的是美国的棱柱式高温气冷堆方案,采用的是棱柱状燃料元件[21]。

球床式高温气冷堆的结构示意图如图1所示。反应堆堆芯是由石墨反射层砌成的具有锥形底部的圆柱形腔室[22,23],堆芯松散地堆积着直径为60 mm的球形石墨燃料元件。反应堆运行时, 由燃料元件装卸系统自动实现燃料元件的进料、卸料和循环,多次通过堆芯循环使乏燃料元件达到比较均匀的燃耗[24,25]。冷氦气自上而下流过随机堆放的球床堆芯,带走堆芯发热,并通过热气导管进入蒸汽发生器,由二回路循环完成发电。

球床式高温气冷堆最突出的优点之一就是其固有安全性。高温气冷堆的燃料元件是将全陶瓷型包覆颗粒弥散在石墨球基体中制成的,在1 600 ℃以下能够保持完整性[26,27]。根据“非能动安全性”原则进行热工设计,高温气冷堆即使在极限失冷失压事故工况下,事故停堆后堆芯的冷却不需要专设余热排出系统,燃料元件可依靠热传导、热辐射等非能动的自然传热机制将堆芯衰变余热排除堆外,以保证燃料包壳不破裂,放射性物质不释放[28]。而这种自然传热机理与堆芯球床的等效导热系数密切相关。

堆芯球床等效导热系数是直接影响燃料最高温度和堆芯温度分布的关键因素,在余热导出过程中起主导作用[29]。当通过增大堆芯体积或功率密度提高单堆功率时,堆芯的自然传热能力如果不足以把事故工况下的衰变余热及时排出堆外,球形燃料包壳的最高温度有可能超过1 600 ℃,从而危及模块式高温气冷堆的固有安全。因此,球床等效导热系数对确定模块式高温气冷堆的功率、进一步评价其安全性和发掘经济性具有重要的研究价值。

2 球床等效导热系数研究

堆芯球床中的热传导包括球体材料的导热,球球间接触处的导热,球表面的辐射传热,球与气体之间的对流传热(存在保护气体氛围情况下)等多种传热机制。尽管这种传热现象比较复杂,但可以用一个综合的等效导热系数将其概况为简单的傅里叶导热公式的情况。因此,堆芯球床等效导热系数是综合反映球床堆传热能力的宏观参数,是将由球形燃料元件堆积而成的高温气冷堆堆芯视作单一均匀多孔介质,综合考虑热量在球床内导热、对流、辐射传递的等效参数。实际的热传导受球表面的辐射传热影响很大,所以球床等效导热系数与球床温度关系密切。

自20世纪60年代末,为配合高温气冷堆设计开发,国内外一些学者对堆芯球床等效导热系数陆续开展了一些理论研究[30,31,32,33,34,35,36,37,38,39,40],试图将模型结果用于高温气冷堆的分析设计程序中。各种理论分析中均需要对球床导热过程进行一定程度的简化。但由于球床导热过程的复杂性,仍有些方面难以得到合理的简化。比如,材料的温度系数,组成燃料球的材料种类多样,包括高密度热解碳、低密度热解碳、核燃料、包覆涂层等,各组分温度系数对整体导热过程的影响难以考虑。另外,球床的自然堆积和高温下的密实化也是一个难点[41,42,43]。燃料球在球床堆芯中处于自然堆积状态,堆积形式仅遵循一定的统计规律,而不是几何规则排列。高温环境下,球形燃料的变形将导致其形状并非规则的球形,球床趋于密实化。这类统计规律在理论计算中难以加以考虑。

由于球床导热过程在理论分析中难以得到完全合理的简化,其理论分析的结果和实践仍有一定的差距,难以用于实际高温堆的设计。因此,采用球床型高温气冷堆技术方案的若干个国家的研究者均认为有必要采用实验方法进行球床的导热研究,获取球床等效导热系数的实践数据。材料导热系数的测量方法有很多种,原理均基于傅里叶定律,按热流分布状态不同一般分为稳态和非稳态法,广泛应用的包括稳态法、热线法、激光法等[44,45,46,47,48,49,50]。高温气冷堆球床堆芯是由全陶瓷包覆颗粒制成球形燃料元件自然堆积而成,其传热性能及方式与各向均匀的单一材料有较大差别,而且待测温度范围大。因此,堆芯球床等效导热系数的实验测量方法目前主要采用稳态法。

2.1 德国球床导热实验

1967年,德国建成了电功率为15 MW的球床型高温气冷堆实验电站(AVR),最早发展了具有自己技术特色的球形燃料元件和球床型高温气冷堆。20世纪90年代,由国际原子能机构(IAEA)组织在

德国Jülich研究中心安全分析和反应堆技术研究所进行了15 000多小时不同工况的SANA—1实验,给出了球床等效导热系数最早的实验数据[51]。SANA试验是IAEA关于“高温气冷堆在事故工况下的热传输和余热载出”问题的合作研究计划的一部分。

SANA—1实验的实验系统由球床实验台架、温度信号采集系统、电加热与控制系统、冷却系统以及充气与气体分析系统等部分组成,如图2所示。其中,球床实验台架采用充满石墨球的电阻炉形式;由热电偶采集球床内部的温度信号,沿径向、周向及轴向三个维度布置测点,主要为N型热电偶(DIN IEC 584, Nicrosil/Nisil),利用热电阻PT100作为外部温度比较点;加热电源采用电压380 V,50 Hz的交流电源;冷却系统采用水冷却方式,冷却剂入口温度约为40 ℃,出口温度约60 ℃。

球床台架的炉膛结构采用两端绝热,径向散热的形式,如图3所示。台架总高3.2 m,球床直径1.5 m,高1 m,由9 500个Φ60 mm的石墨球堆积而成,球床体积1.77 m3,台架总重约4 t。实验中分别通入氦气、氮气作为保护气体。电加热元件由外套石墨套管的电阻丝组成,采用内加热形式,由1根中心加热器和三根径向加热器组成,中心加热器设计加热功率为20 kW,径向加热器设计功率10 kW。测试系统上部隔热材料为CERACHEM-Blanket,厚400 mm;下部隔热层还兼具承重功能,由多层不同的隔热材料组成,厚403 mm。

基于上述实验装置,SANA实验在氮气、氦气保护,加热功率5~35 kW条件下对球床内温度分布进行测量,分析了保护气体形式以及石墨球材料、直径对球床等效导热系数影响[52]。图4显示了实验球床内在35 kW加热功率、N2保护工况下的温度场分布。由图4可知,球床内最高温度出现在中心加热棒的外表面,沿径向向外温度逐渐下降。球床轴向温度最高点出现加热体轴向中点平面上,最高温度约1 200 ℃,球床轴向中点两侧有较长的轴向恒温区(>60 cm)。

SANA装置针对不同气体氛围下的球床等效导热系数进行了测量,测试温度范围0~950 ℃,如图5所示[53]。实验结论是堆芯球床等效导热系数变化范围为0~20 W/(m·K),随温度升高而增大,且温度越高,球床等效导热系数对温度变化越敏感。He工况下球床等效导热系数大于N2工况下球床等效导热系数。N2工况下自然对流现象更明显,球床轴向温度差更显著。数值计算的结果和实验结果趋势相同,但在数值上有差异。

德国SANA—1实验提供了球床等效导热系数的第一手数据,为高温气冷堆热工程序的计算和校核提供大量的实验数据,但由于年代较早,其实验仍存在若干局限性。首先,其实验给出的球床等效导热系数温度范围在1 000 ℃以下,未能覆盖高温堆失冷失压事故工况极限温度范围(1 640 ℃)[54],而该温度范围内的数据恰恰是最需要的。其次,SANA装置的规模较小,其球床体积离实际堆芯有一定差距,不能完全反映辐射在球床换热过程中的影响,所获得的实验结果存在一定的偏差和局限性。另外,SANA实验未进行真空工况的实验研究,无法排除自然对流带来的影响。

2.2 南非球床导热实验

南非国家电力公司(ESKOM)自1993年起组建PBMR公司,以德国HTR-Module技术为基础,进行球床型模块式高温气冷堆氦气直接循环发电项目PBMR的技术开发。自2005年开始,由南非西北大学和M-Tech公司联合为PBMR项目建立了用于研究堆芯球床内的热传导及流体流动现象的球床导热实验装置(HTTF)[55]。

南非HTTF实验研究目标较多,主要包括球床导热,近墙区域球与反射层之间的导热,近墙区反射层表面与流体的热传导,球与流体之间的热传导,流体流经球床的压力降,由于湍流混合导致的有效流体传导系数等现象。因此,HTTF实验其实是由两套分立的系统组成的,高温试验装置(HTTU)和高压试验装置(HPTU),前者针对高温低压下的热传导研究,后者针对高压低温下的流体流动研究。现主要关注用于研究热传导的高温实验装置HTTU,其三维示意图如图6所示。

图7显示了HTTU装置的球床剖面图。实验采用了大约25 000个直径60 mm机加工石墨球,内部不含核原料。球床形状为环形,设内外石墨反射层,内层直径600 mm,外层直径2 300 mm。石墨球随意堆积在环形腔中,球床高1 200 mm,径向宽度为850 mm,其宽度与PBMR反应堆实际堆芯尺寸相同。图7中的暗色石墨球表示在球内布置了测温热电偶,沿轴向,径向和周向均有分布,用于测量球床中三维温度信息。其中,沿轴向分为上中下三层,每一层沿周向按120°分为三组,每一组沿径向布置18个热偶。采用中心加热形式,中心石墨套筒内含9根均匀分布的加热棒。球床外围石墨反射板外采用水冷夹层冷却,以形成径向的温度梯度。上下均设绝热层,尽量减小热量沿轴向传递。

与SANA实验相比,南非球床导热实验做出了相应的改进[56,57]。实验计划除了氮气和氦气工况外,还包括真空工况,以排除自然对流的影响。真空工况下,测试温度范围计划为300~1 600 ℃,涵盖了高温气冷堆极端事故工况温度范围(但在保护气体氛围下,测试温度仍限制在1 200 ℃以内)。在保护气体氛围下,还可进行自然对流和强制对流两类实验。实验球床径向尺寸与南非球床模块式反应堆堆芯实际尺寸相同,能够完全反映辐射在球床换热过程中的影响。目前,南非球床导热实验尚未见更新的结果报道。

2.3 中国球床导热实验

国内研究一直沿用德国的理论模拟和实验结果,并没有系统开展球床等效导热系数的研究。2008年,大型先进压水堆及高温气冷堆核电站项目被列入《国家中长期科学和技术发展规划纲要》16个重大专项之一,一座 200 MW 的高温气冷商用示范堆(HTR—PM)目前正在筹建中。随着技术的飞速发展,清华大学核研院计划建立一个更完善,更贴合HTR—PM工程实际的新实验台架,克服SANA—1实验的缺陷和不足, 对球床等效导热系数进

行实验测量,获取最新的数据。

清华大学HTR—PM三维堆芯球床等效导热系数测量实验(TS—HTTF)分两个阶段实施。第一个阶段是建立一个比例缩小的前期结构验证和材料筛选试验装置,如图8所示[58]。该试验装置将构建一个模拟高温气冷堆温度和氛围的环境,模拟测试区域温度要求达到1 600 ℃,并具有与高温气冷堆相同性质的气体保护氛围。在此高温碳还原环境下,进行加热材料、测温元件材料和保温材料的考验筛选,对加热元件结构、炉膛密封结构、水冷结构和绝缘结构等关键结构进行设计验证。

如图8所示,结构验证和材料筛选试验装置采用石墨电阻炉的形式[59]。炉体中心为一根精心设计的石墨电极[60,61],两端接低电压大电流直流电源,最大加热功率50 kW。电极外设石墨均温套筒,以减小周向加热不均匀效应。环形测试区高1 000 mm,宽100 mm。保温层包括侧保温层和上下端保温层[62,63,64]。侧保温层由整体成型的硬质碳毡围桶构成,厚度可调,以达到不同的保温效果,形成炉膛内不同的温度分布。下保温层为硬质碳毡,以承受炉膛重力。上保温层采用软质碳毡。上下保温层较厚,厚度为500 mm,尽量减小整个装置的轴向散热,使炉膛呈一维径向散热形式。侧壁保温层与上下保温层之间的接缝采用迷宫形式,减小热辐射损失。最外层由水冷壁外筒及水冷端盖构成。整个炉体密封良好,可以工作在真空,氮气,氦气三个工况下。温度测点共20处,其中环形材料测试区内沿轴向、周向均匀分布的8处,加热电极中心1处,其余测点分布在保温层的各个位置。整个测试环境为高温碳还原性氛围,主要的测点位置选用的是特殊设计的钨铼热电偶[65,66,67,68,69,70]。部分温度较低的测点可选用K型热电偶。数据采集系统采用IMP分布式采集终端就近采集温度信号,由力控组态软件完成了数据采集系统的软件设计[71,72,73,74]。

2011年7月份,试验装置进行了真空状态下和气体保护环境下的实验。实验包括测试区升温到1 400 ℃和1 600 ℃左右、保温和降温三个过程。数据采集系统采集不同时刻系统各部分温度,几个典型测点的结果如图9所示。在不同的加热功率下,测试区温度可分别达到1 400 ℃和1 600 ℃,并可以在该温度下保持温度,轴向恒温区足够长,在侧保温层中形成了稳定的温度梯度。热电偶可以进行稳定、准确的温度测量,解决了高温碳还原环境下的温度测量问题。实验证明试验装置达到设计要求,系统运行稳定可靠,关键结构和系统材料满足实验要求。

在此基础上,第二阶段的目标是建立HTR—PM三维堆芯全尺寸球床等效导热系数实验系统[75],开展不同功率运行工况下的加热实验,通过实验直接测量堆芯三维温度分布从而确定球床等效导热系数,其整体结构示意图如图10所示。

球床等效导热系数实验系统(TS—HTTF)整体结构与试验装置类似,包括中心加热区、堆积石墨球床测试区、保温层、温度测量系统及辅助设备。中心采用9根石墨电极围成圆柱形整体石墨加热器,基于fluent计算平台,分别计算单根加热元件与整体测试装置内温度分布,设计功率500 kW[76,77,78,79,80]。球床测试区采用约64 000个直径60 mm石墨球自然堆积而成,高1 000 mm,径向宽度1 500 mm。球床周边均设有绝热层,上下绝热层较厚,保证系统产生的绝大部分热量流经侧保温层,最后依靠外围水冷夹壁导出。球床内布置了测温热电偶,沿轴向,径向和周向均有分布,用于测量球床中三维温度信息。其他辅助设备包括冷却水系统、功率调节系统、真空系统以及氦气供应系统等等。实验工况包括真空、氮气、氦气三种,测试温度为0~1 600 ℃。

TS—HTTF球床径向净尺寸与HTR—PM反应堆的堆芯径向尺寸1∶1,以消除SANA—1由于径向尺寸小不能完全反映高温下辐射影响的局限性。实验测试温度最高达到1 600 ℃,覆盖了失冷失压事故下燃料主要温度范围800~1 600 ℃,以克服SANA—1实验最高温度只有1 000 ℃的局限。实验除了氮气和氦气工况外,还增加了真空工况。目前,HTR—PM三维堆芯全尺寸球床等效导热系数实验系统正在建造中。

3 总结

堆芯球床等效导热系数与球床式高温气冷堆的安全性和经济性密切相关。理论研究难以完全反映真实球床导热的复杂性,利用实验手段获取直接数据是目前各国研究者的共识。德国SANA实验提供了球床等效导热系数的第一手数据,但在覆盖温度范围和球床规模上存在局限,影响了其数据的适应性。南非和中国的研究者目前均致力于建立与反应堆球床堆芯直径1∶1的实验台架,开展不同功率运行工况下的加热实验,覆盖球床运行全部温度范围,通过实验直接测量堆芯三维温度分布从而确定球床等效导热系数这个重要的热工分析基本参数,给反应堆分析程序提供可靠的实验数据集,验证球床式高温气冷堆的非能动余热载出能力。这对于高温气冷堆程序的完善和验证、进一步研究提高高温气冷堆的单堆功率的可能性、以及示范工程的安全分析和审查具有重要的理论意义和工程价值。

摘要：堆芯球床等效导热系数是直接影响高温气冷堆燃料最高温度和堆芯温度分布的关键参数;在余热导出过程中起主导作用。开展球床等效导热系数的实验研究对于反应堆分析程序的完善、研究提高高温气冷堆单堆功率的可能性、以及工程的安全分析具有重要的意义。综述了国内外球床等效导热系数测量的研究现状,给出了清华大学HTR-PM三维堆芯球床等效导热系数测量实验最新成果,总结了各国实验的研究手段,对研究方向进行了讨论。

关键词：高温气冷堆,球床,等效导热系数

接箍导热系数测试方法研究 篇2

注蒸汽采油是开采稠油最有效的方法,在注蒸汽过程中,为了防止蒸汽热损失,保证蒸汽的干度和热值,能够减少散热损失的隔热性能良好的隔热油管被广泛的应用。因此,许多学者对隔热油管的隔热性能方面做了大量的研究[1,2,3,4,5],但在连接油管的接箍方面的研究相对较少。因此本文着手对接箍的隔热性能进行研究。

近年来,许多学者对井筒散热量计算时,考虑了接箍散热的影响,但研究所采用的方法有所不同。许多学者将隔热油管的散热量乘以一个修正系数作为接箍的散热量[6,7,8];也有学者通过模拟计算得到接箍的散热量[9,10];或者通过单独设计实验装置,利用稳态导热原理来测定接箍的导热系数[11,12]。但在不同工况下,由于接箍引起的散热量不同,用修正散热量的方法不够精确;同时由于接箍温度较高,临近接箍的油管的外壁面通过模拟等方法忽略了轴向散热,必然会引起散热量偏小的情况;同时由于通过实验台进行接箍散热量计算,实验形式比较复杂,耗费人力物力。因此寻找一种更简单精确的办法来确定导热系数是十分必要的,如通过理论计算来确定导热系数。

本文基于单宗量热物性参数的导热反问题理论,将该理论应用于接箍的隔热性能的研究中,进而可以分析出接箍散热对隔热油管的总散热情况的影响。将在实验中采样的温度作为收敛判断指标,通过黄金分割法迭代得到计算温度场分布与实际生产中采样的温度场的分布相同时,可得到数值计算中的导热系数为实际生产中的导热系数值,即接箍导热系数的准确值。

1 数学物理模型

取两根油管及中间的接箍部分为研究对象,接箍为单一材料组成,油管分为内管、外管和隔热材料[13,14]。将该模型进行简化,近似认为油管各部分厚度不变,同时将该模型分三部分来进行计算,第一部分为接箍与油管无搭接的部分其导热系数已知;第二部分为油管与接箍有搭接部分,中间搭接部分由于存在轴向散热及接触热阻等不确定因素,因此其径向导热系数为待确定部分,其轴向部分导热系数已知;第三部分为油管部分其导热系数已知。各个部分的均为稳态传热,如图1所示。

由上物理模型可得到,接箍两端对称,接箍内的温度分布以其中心界面对称;同时在生产运行中,管中通入蒸汽达到稳定状态后,由于管内存在凝结换热和辐射换热,并且此时管内温度较高,因此可以假设成管内恒壁温;由于油管长度很长,因此取一定的长度,在轴向上没有温度梯度,进而可以认为是绝热边界;接箍外壁面和油管外壁面看作是与空气进行对流换热和与外界环境的热辐射,通过对空气对流修正,略去辐射项,而得到等效的换热系数h。

由上述分析可得,该二维,稳态,无内热源情况,柱坐标系下的控制方程可以写成[15]

该控制方程应满足的边界条件为

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式中 T——油管内通入蒸汽的温度;

tf——外管环空中空气的温度;

h——外壁与环空等效的换热系数;

λi——分别为与外界进行对流换热的不同部分的导热系数;

ri——分别为油管不同部分的管径;

zi——分别为不同截面;

ζ1——该计算区域两端的绝热面;

ζ2——该计算区域与环境接触的外壁面;

ζ3——该计算区域内与蒸汽接触的内壁面。

2 反问题求解步骤

在反问题方面,通过测得的外壁面的温度分布,来反演计算接箍的导热系数。由于该问题中只有接箍导热系数一个参数未知,因此利用黄金分割法能更好更快的得到计算结果。黄金分割法是针对单峰值函数迅速找到最优点的办法,其具体的求解步骤如下:

(1)确定计算点与测点差值最小的函数即目标函数

式中 Ti(R)——在一个估计的未知导热系数情况下通过正方向得到的计算温度;

R——待确定的导热系数的值。

(2)确定导热系数的范围[a,b]和导热系数变化的精度。

(3)利用黄金分割法进行对点的范围[a,b]分割,并确定相应的目标函数的值。

(4)如果计算点的值满足导热系数变化的精度要求,则停止迭代,否则继续迭代,使导热系数满足精度要求。

3 计算实例

该计算过程分为求解导热正问题过程和求解导热反问题过程,两个过程都用C语言编制程序进行计算。通过反问题可以确定导热系数,通过正问题可以得到该模型外壁面温度和热流量。其相关计算参数如下:

(1)隔热油管内径0.062 m,外管内径0.100 m,外管外径0.114 m,接箍段长度为0.226 m,接箍外径0.132 m,机井后管端与中心的距离为12.7 mm。油管内通入350℃的蒸汽,管外的空气对流换热系数为8.24 W/(m2·℃),环境温度为20℃,风速为0 m/s;隔热油管视导热系数取0.009 6 W/(m·℃),钢的导热系数取作43.2 W/(m·℃)。

(2)根据实际测量,在相应位置取出有限的测温点作为反问题的输入条件,该参数如表1。

通过求解导热方程,可以得到该接箍的导热系数为0.006 W/(m·℃)。

通过反演计算得到导热系数后,可以利用数值模拟对表面温度、散热量进行计算。同时由于该计算中只需要5个点的温度作为判断依据,因此,可以利用模拟出的其他点的温度进行对比,来判断导热系数的准确程度。

通过导热反问题求解得到的相关热物性参数情况下,利用CFD软件进行模拟该过程,可以得到该模型的温度场分布,如图2所示,进而可以得到通过反问题计算情况下的接箍外壁面及接箍和油管相连部位的温度分布和散热情况。

在已求得的导热系数条件下进行模拟,得到的接箍外壁面的温度分布与实际值的对比图如图3。

图3为两种情况下的外壁面的温度曲线比较,从图中可以看到,除去测温点后的曲线部分也都几乎重合,计算值与实际值能够相符。因此可知通过该方法可以准确的计算得到相应的热物性参数。利用该方法测得接箍的导热系数简单方便,但需要准确的清楚测点的位置及测点的温度值,如果测点有偏差,也会影响导热系数的计算。因此下面就从布点造成偏差这一方面进行误差分析。

从表2中可以看出,由于测量引起偏差,使得测量外壁面温度低于实际温度,因此导热系数也低于实际值。由于接箍较短,但接箍上的温度梯度较大,因此即使位置误差很小,但反问题得到的相对误差会很大。因此通过该方法测得接箍导热系数要准确得到测量位置及相应位置的温度才可以准确得到相应的导热系数。

4 结论

再生骨料混凝土导热系数试验研究 篇3

研究表明:再生骨料替代率、孔隙率、骨料类型、干湿状态和混凝土密度等因素对混凝土的热导率有很大的影响。随着再生骨料替代率的提高, 混凝土的导热系数呈现出较大的差异性[1]。T.Z.Harmathy[2]等提出孔隙率对混凝土的导热系数影响, 随着孔隙率的增大, 混凝土的导热系数明显减小。本文从再生骨料替代率和水灰比的角度出发, 研究其对再生混凝土导热系数的影响, 为再生混凝土实际工程的应用提供一定的参考。

1 混凝土导热系数试验

1.1 试验原理

线热法的基本原理是在均匀的大块材料中, 放置一根长直细电阻丝, 当电阻丝中通以稳恒电流加热时, 就构成了一个以热丝为轴的长直圆柱体导热模型。根据热传导理论[3], 由热传导方程和边界条件可知, 试件的导热系数为:

式中:λ-介质中的导热系数, W/ (m·K) ;r-介质中测温点距热线的距离, m;a-介质的热扩散系数, m2/s;θ-介质在r处τ时刻的温升, K;τ-热线源放热所经历的时间, s;q-热线源单位长度的热流率, W·k。

1.2 试验设备与方法

混凝土导热系数测定采用美国DECAGON公司生产的便携式热导仪KD2Pro, 其使用瞬时线形热源方法进行测量, 通过监测样品中给定某一电压的线形探针的热耗散和温度, 计算物质的热特性。

2 试验结果及分析

2.1 再生骨料替代率对混凝土导热系数的影响

再生骨料替代率对混凝土导热系数的影响如图1所示。由图1可知, 再生骨料混凝土的导热系数比自然骨料混凝土导热系数低, 随着再生骨料替代率的增加, 混凝土的导热系数减小, 当再生骨料替代率达到100% (质量分数) 时, 混凝土的导热系数降低了14.5%。

2.2水灰比对混凝土导热系数的影响

水灰比对混凝土导热系数的影响如图2所示。由图2可知, 混凝土的导热系数随着水灰比的增加而减小。当水灰比为0.35时, 混凝土的导热系数为1.652W/ (m·K) , 当水灰比0.55时, 混凝土的导热系数为1.478W/ (m·K) , 导热系数降低了10.5%。水灰比越低, 混凝土搅拌时的含水量越小, 包裹在骨料周围和水泥石中的自由水越少, 由于水化时混凝土中的孔隙率越低, 混凝土越密实, 因此导热系数相对水灰比高时而增大。

3结语

在水灰比相同的情况下, 随着再生骨料替代率的增大, 混凝土的导热系数减小;在再生骨料替代率相同的情况下, 随着水灰比的增大, 混凝土的导热系数减小。

参考文献

[1]肖建庄, 宋志文, 张枫.混凝土导热系数试验与分析[J].建筑材料学报, 2010, 13 (1) :17-21.

[2]HARMATHY T Z.Thermal properties ofconcrete at elevated temperatures.[J].Journal ofMaterials, 1970, 5 (1) :47-74.

高温导热系数 篇4

关键词：导热系数,松散煤体,二分法,热传导

0引言

松散煤体的导热系数是研究煤的自燃热力学和化学动力学的重要基础参数之一,其在煤自然发火预测、煤自燃火源定位技术中起着重要作用[1,2,3]。 岳宁芳[4]、汤其建[5]等稳态无限长圆筒法测定不同空隙率的松散煤体导热系数,获得实验煤的空隙率与导热系数的函数关系。彭担任[6]、孙越[3]、李建伟[7]等通过测定不同煤样随温度变化的变导热系数,试验结果表明随着温度的升高,松散煤体的导热系数不断上升,两者之间基本成线性关系。唐明云[1]、何刚[8]、陈清华[2]等测试了不同粒径及不同含水量的煤质的导热系数,结果表明: 随着粒径及含水量的增加,煤体导热系数呈上升趋势,且越趋平稳。

虽然众多学者采用不同的测试方法,如瞬态热板法[9]、稳态双平板法[6]、热线法[7,8]、平行热线法[1]、平面热源法[10]、无限长圆筒法[4]等对松散煤体导热系数进行了测定。但松散煤体是一种多孔介质,它的导热系数与干燥煤样的物理性质、空隙内气体及水分有密切关系。已有的测试方法是基于假设松散煤体的导热系数为常数的测定,而实际上松散煤体的导 热系数随 温度上升,呈线性增 加的趋势[5,10]。而且,松散煤体粗颗粒和细颗粒在传热本质上具有差别,而且传热机理比较复杂,这些均为煤的导热系数测定带来了不确定性。因此,寻求一种更加有效的直接测试松散煤体的导热系数法尤为重要。

本文基于松散煤的升温/降温规律测试,通过建立煤的热传导模型,采用二分法对不同环境温度、不同粒度煤的导热系数进行数值模拟研究。

1松散煤热传导模型

1.1热传导模型

假设松散煤堆积成圆柱形,上下表面绝热,并将其置于某一环境温度下升温 /降温,则煤的导热为径向传热过程。如图1,边界1、2为绝热边界,3为轴对称线,边界4为外加温度边界。网格的划分根据煤样的颗粒大小选择合理网格和边界层。

1.2热传导方程

不同环境温度下,在煤升温/降温过程的热传导过程中,其温度的时空变化可根据传热学中瞬态热传导方程表示为[11]:

其中,ρ 为煤样填充密度,kg /m3; Cp为比热容, J / ( kg·K) ; λ 为导热系数,W / ( m. K) ; T为煤体温度,K; r为煤中某一点到轴线的距离,m; R为煤柱半径,m。

其初值边界条件为:

初始条件:

边界条件:

其中,T0为初始煤体温度,K; Ta为环境温度, K; α 为表观传热系数,α = λ / ρCp。

1.3比热容

虽然煤的比热容影响因素有煤的变质程度、水分、灰分、空隙率和温度等。但对同一煤样煤的变质程度、水分Mad、灰分Aad、挥发分Vad和填充密度( 空隙率) 是相同,仅温度这一个变量对煤样的比热容产生影响。在同一温度下,松散煤样的比热容Cp与干燥无灰基挥发分Vdaf符合线性关系,可表示为[12]:

其中,

2松散煤体热传导测试

2.1煤样分析

试验煤样选取变质程度高的无烟煤,工业分析依照《煤的工业分析方法》GB /T212 - 2008测试,测试结果为: 煤样自然水分Mad为2. 56% ,灰分Aad为16. 55% ,挥发分Vad为8. 88% 。煤样粒度分别为0. 198 ~ 0. 245mm ( 60 ~ 80目 ) 、1 ~ 3mm和3 ~ 6mm。

2.2煤体温度变化测试

将煤样装入内径为57. 61mm的钢罐中,装样高度113. 23mm; 灵敏温度传感器插入煤样的中央位置; 煤样底部加绝热垫,上端口处采用绝热材料封口,如图2所示。将钢罐放置于环境温度控制范围为 - 50 ~ 100℃ 的温控箱中。通过计算机自动采集煤样中心温度随时间变化数值。

试验中通过温控箱对钢罐所处环境温度进行的控制,使其保持在一个恒定的温度。将温控箱温度分别设置为50℃、40℃、30℃、20℃、0℃、- 10℃、 - 20℃ ,通过计算机自动采集从室温到设定温度过程中煤样的温度变化规律,如图3所示。

从图3可以看出,在不同的环境温度下,煤的温度变化规律差异较大,这说明环境温度对煤的导热性能有明显影响,即煤的导热系数与环境温度相关。 从图4可以看出,粒度较小时煤体升温/降温速度明显比粒度大时快,而粒度较大时,1 ~ 3mm和3 ~ 6mm煤体升温 / 降温过程变化较小,这说明粒度大时煤体导热系数变化较小。

3数值模拟结果与分析

根据试验中煤样罐的内装煤样,数值模型中煤样内径为57. 61mm,装样高度113. 23mm,不同粒度煤样填充密度分别为1470. 14 kg /m3( 60 ~ 80目) 、 1299. 47 kg / m3( 1 ~ 3mm) 、1099. 24 kg /m3( 3 ~ 6mm) 。

3.1比热容计算分析

根据本文试 验煤样工 业分析,可得Vdaf=12. 33,进而得到30℃ 、60℃ 时煤样的比热容分别为Cp30= 825. 34 J / ( kg · K) ,Cp50= 1144. 74 J / ( kg · K) 。研究表明[12,13,14],在低温条件下( 小于300℃) , 煤的比热容随温度增加而缓慢增加,两者基本呈线性关系。本实验测试环境温度远小于300℃,因而本文煤样的比热容与温度也可认为满足线性关系。 根据30℃、60℃得到的比热容[12],利用插值法,可得到不同温度T ( ℃) 下的比热容与温度的线性表达式为:

3.2导热系数二分法基本原理

本文采用二分法逐步逼近求不同环境温度煤样的导热系数,以环境温度为50℃ 时的煤样( 粒度0. 198 ~ 0. 245mm ) 导热系数求取过程为例,步骤如下:

1) 环境温度50℃ 时,试选取煤的导热系数范围为 λ模拟1= 0. 15 W / ( m·K) 至 λ模拟2= 0. 2 W / ( m· K) ,将导热系数带入模型分别计算得到两组煤样温度随时间变化曲线,并与实测结果对比。如果实验曲线在模拟曲线之间,证明 λ 实际在0. 15 ~ 0. 2 W/ ( m·K) 之间; 否则根据实测曲线及最接近的模拟曲线,重新选取导热系数范围进行计算。

2) 采用二分法,取导热系数 λ模拟3= ( λ模拟1+ λ模拟2) /2模拟煤样温度随时间变化曲线,对比模拟曲线落入哪个区间,然后再作所落区间的1 /2值,以此方法逐步逼近,最后确定与实测温度变化曲线吻合度最好的曲线所对应的导热系数即可认为是该环境温度下的煤样导热系数,如图5。

采用二分法逐步逼近,通过数值模拟结果与实测结果对比,在环境温度为50℃,当煤样的导热系数 λ 取值为0. 188 W/( m·K) ,模拟所得曲线与实际曲线整体吻合最好,如图5所示。从图5可以看出,采用二分法逐步逼近取得煤样导热系数模拟结果无限接近实测结果,这充分说明二分法是切实可行的。

3.3导热系数计算结果与分析

采用二分法逐步逼近对不同环境温度、不同粒度煤样的导热系数取值,数值模拟煤样的温度变化规律,同时与实测数据进行对比分析,如图6所示, 进而取得与实测数据吻合最好时的煤体温度变化曲线所对应的导热系数,如图7所示。从图6可以看出,对不同环境温度、不同粒度煤样,将二分法逐步逼近的导热系数带入本文模型,模拟得到的煤体温度变化规律与实测数值几乎完全一致。

从图7可以看出,不同环境温度、不同粒度煤样所对应的导热系数均有变化。同一粒度煤样,其导热系数值随环境温度升高而线性增大,通过曲线拟合可得到煤样导热系数与温度可用式( 5) 表示,拟合系数如表1所示,拟合度均达0. 996以上。图8为不同环境温度下粒度对导热系数的影响,从图8可以看出,同一环境温度下随着粒度增大,导热系数减小,在粒度较小时,导热系数减小较快,而粒度较大时,导热系数缓慢减小量极小。

4结论

1) 采用二分法逐步逼近取得煤样导热系数的模拟结果无限接近实测结果,充分说明了二分法是切实可行的。

2) 同一粒度煤样,其导热系数值随环境温度升高而线性增大,可用式 λ = AT + B表示。

3) 同一环境温度下,粒度较小时,导热系数减小较快,而粒度较大时,导热系数缓慢减小量极小。

高温导热系数 篇5

基于松散煤体导热系数测定方法的基本原理,陈清华等[2]对测试方法的实验设计的关键技术改进提出了一些看法。彭担任等[3]、李建伟等[4]、岳宁芳[5]、汤其建等[6]通过测试大量煤样的导热系数,对其影响因素如粉煤粒径、填充密度、温度、水分、孔隙率、化学结构等进行了分析,表明随着粉煤粒径、填充密度及煤中含水量的增大,导热系数呈现出升高的趋势。虽然对松散煤体的比热容和导热系数影响因素的研究已取得了一定成果[7,8],但鲜有对二者相互影响的整体性进行研究,对于同一煤样,也未给出温度对比热容的影响关系表达式,不便于工程计算。同时松散煤体的测量方法大多是基于温度变化较小的热线法[4,5,9,10]、同心球法[11]和圆筒法[12],但这些方法未充分考虑比热容随温度变化的规律。而在研究温度对瓦斯在煤中的吸附、解吸影响时,当环境温度变化幅度较大时势必将对结果产生较大的影响。

在考虑温度对比热容的影响基础上,基于实验室测试,通过有限元数值模拟,采用二分法对松散煤体在不同环境温度下的导热系数进行了研究。

1 实验测试

以高低温交变湿热试验箱( 环境温度控制范围为: -50 ~ 100℃) 为依托,将采集的煤样装入内径为57. 61 mm的煤样罐中,装样高度113. 23 mm; 将灵敏温度传感器插入煤样罐中煤粉的中央位置; 煤样罐上端口处采用保温板密封( 绝热) ,如图1所示。通过计算机自动采集温度随时间的变化数据。

实验煤样取自河南煤化集团九里山矿16041工作面二1煤层新鲜煤样,密封保存后送实验室,工业分析依照GB /T 212—2008《煤的工业分析方法》进行测试,其结果如下: 煤样自然水分Mad为2. 56% ,灰分Aad为16. 55% ,挥发分Vad为8. 88% 。煤样粒度为60 ~ 80目,填充密度为1 470. 14 kg /m3。

实验中通过高低温交变湿热试验箱对煤样罐所处环境温度进行控制,使其保持在一个固定的温度。将实验煤样分别放置在温度为50、40、30、20、0、-10、-20℃环境中,通过计算机自动采集煤样温度随时间的变化数据,结果见图2。

从图2可以看出,在不同的环境温度下,煤的温度变化规律差异较大,这说明煤的导热性能不同,即煤的导热系数、比热容与环境温度有关。

2 煤样热传导模型

2. 1 热传导理论

针对煤体中的热传导过程,温度在空间的分布是随时间变化的,用t( x,y,z,τ) 表示,根据传热学中傅里叶定律得瞬态热传导方程[13]:

式中: ρ为煤样的填充密度,kg/m3; cp为煤的比热容,J / ( kg·℃ ) ; λ为煤的导热系数,W / ( m·℃ ) 。

2. 2 热传导模型

根据实验煤样建立起与其相同大小的模型,考虑到实验过程是径向导热过程,为了简化建模空间,在二维轴对称坐标下建立了一个矩形集合体,通过沿轴旋转得到了所需要的几何模型,见图3。

边界条件和初始值的确定: 根据具体的实验条件,边界1、2为绝热边界,3为轴对称线,边界4为外加温度边界。

网格划分: 实验煤样是松散的颗粒煤,考虑到填充密度的影响,根据煤样的颗粒大小选择合理网格和边界层。

2. 3 比热容

煤的比热容影响因素有煤的变质程度、水分、灰分、孔隙率和温度等。但笔者是对同一煤样在不同环境温度下的变温规律进行测试,因而煤的变质程度、水分、灰分、挥发分和填充密度( 孔隙率) 是相同的,在此仅考虑温度这一个变量对煤样的比热容产生影响。

煤样的干燥无灰基挥发分Vdaf与其空气干燥基挥发分Vad之间满足下式关系:

在同一温度下,松散煤样的干燥无灰基挥发分与比热容基本上符合线性关系,其表达式为[8]:

根据实验煤样工业分析,可得Vdaf= 12. 33% ,进而得到30、60℃时煤样 的比热容 分别为cp 30=825. 34 J / ( kg·K) ,cp 60= 1 144. 74 J / ( kg·K) 。

研究表明[7,8,14],在低温条 件下 ( 温度低于300℃ ) ,煤的比热容随温度增加而缓慢增加,两者基本呈线性关系。本实验测试 环境温度 远低于300℃ ,因而也可认为煤样的比热容与温度满足线性关系。根据30、60℃条件下得到的比热容,利用插值法,可得到不同温度下的比热容与温度的线性表达式:

式中t为温度,℃。

将比热容与环境温度的关系式( 4) 代入到煤样热传导模型,更符合真实的导热过程。

3 数值模拟结果与分析

3. 1 二分法基本原理

将煤样的填充密度值和比热容表达式代入热传导模型,设置边界条件后,仅有导热系数是不确定的。采用逐步逼近法求不同环境温度煤样的导热系数,就是基于在模型中任意给定一个导热系数,均可模拟得到1条煤样温度随时间的变化曲线,将这些模拟曲线与测试得到的温度随时间的变化曲线对比,找出吻合度最好的模拟曲线,其对应的导热系数即为该环境温度下煤样的导热系数。以环境温度为50℃时的煤样导热系数求取过程为例,具体步骤如下:

1) 选取煤在某一环境温度下的导热系数范围,对环境温度50℃时λ取值: λ模拟1= 0. 15 W / ( m·K) 和λ模拟2= 0. 2 W / ( m·K) ,将导热系数代入模型,分别计算得到煤样温度随时间的变化曲线,并与实测结果进行对比,如果实验曲线在模拟曲线之间,证明λ实际在0. 15 ~ 0. 2 W / ( m·K) 内; 否则,根据实测曲线与最接近的模拟曲线对应的导热系数重新取值计算。

2) 采用二分法,取导热系数λ模拟3= ( λ模拟1+λ模拟2) /2模拟煤样温度随时间的变化曲线,观察模拟曲线落入的区间,然后再作所落入区间的1 /2值,以此方法逐步逼近,最后确定与实测温度变化曲线吻合度最好的曲线所对应的导热系数,即可认为是该环境温度下的煤样导热系数。

3. 2 结果分析

采用二分法逐步逼近,通过数值模拟结果与实测结果对比,在环境温度为50℃,当煤样的导热系数λ取值为0. 188 W/( m·K) 时,模拟所得曲线与实际曲线吻合最好,如图4所示。从图4可以看出,采用二分法逐步逼近取得煤样导热系数的模拟结果无限接近实测结果,这也充分说明了二分法是切实可行的。

对于其他环境温度条件下煤样的导热系数求解过程与50℃条件下类似,最终得到的不同环境温度下煤样导热系数取值如图5 ~ 10所示,可以看出,采用二分法得到的煤样导热系数进行数值模拟,其结果均无限接近实测结果,进而取得煤样在不同环境温度条件下的导热系数。

煤样导热系数与环境温度的关系见图11,可以看出,煤样导热系数随环境温度的升高而线性增大。通过曲线拟合可得到煤样导热系数λ与温度t的关系可用式( 5) 表示,其拟合度高达0. 995 96。

4 结论

在考虑比热容与环境温度关系的基础上,建立煤样在不同环境温度下的热传导模型,采用二分法选取热传导系数,数值模拟了不同环境温度下煤样温度随时间的变化规律,通过与实测结果对比分析,确定出煤样在不同环境温度时的导热系数。

1) 在已知煤样挥发分的条件下,煤的比热容与温度之间呈线性关系: cp= 10. 564t+505. 90。

2) 根据煤样热传导模型,采用二分法选取煤样的热传导系数,并数值模拟煤样温度随时间的变化关系,与实测结果进行对比分析,可确定此环境温度下煤样的导热系数。

3) 煤样导热系数随环境温度的升高而线性增大,其拟合曲线可表示为: λ =0. 001 28t+0. 126 27。

摘要：基于实验室测试,在考虑比热容与环境温度关系的基础上,通过有限元数值模拟,采用二分法对松散煤体在不同环境温度下的导热系数进行研究。研究结果表明:在已知煤样挥发分的条件下,煤样的比热容与环境温度呈线性关系。根据煤样的热传导模型,通过二分法选取热传导系数,将数值模拟煤样温度随时间的变化规律与实测结果进行对比分析,逐步逼近确定煤样在不同环境温度时的导热系数。煤样导热系数随环境温度升高而线性增大。

高温导热系数 篇6

关键词：纳米流体,分子动力学,导热系数,强化

纳米流体的这一概念由美国Argonne国家实验室的Choi[1]等人在1995 年首次提出, 即以一定的方式和比例将纳米尺度的金属或金属氧化物粒子悬浮于液体基液中, 形成的一类新型的传热冷却工质[2]。近些年来, 纳米流体成为了国内外的研究热点。国内外许多学者的实验研究结果表明, 纳米流体的导热性能相对于其基液会有一定程度上的改善, 具有广阔的应用前景。分子动力学模拟作为研究纳米流体的重要方法, 被越来越多地应用于纳米流体强化传热机理的研究[3]。

目前许多学者从实验和宏观方面对纳米流体强化传热进行研究, 包括不同纳米颗粒、不同体积分数等因素对传热的影响[4], 但从微观角度研究纳米颗粒对基液导热性能影响的文献还相对较少。本文以铜/水纳米流体为对象, 利用平衡分子动力学 (EMD) 方法模拟纳米颗粒与基液的相互作用, 探究纳米流体强化传热的机理, 并且通过改变体系的温度观察其对导热系数的影响。

1 模拟方法

所谓分子动力学 (Molecular Dynamics) 模拟, 是指对于原子核和电子所构成的多体系统, 用计算机模拟原子核的运动过程, 从而计算系统的结构和性质, 其中每一原子核被视为在全部其他原子核和电子所提供的经验势场作用下按牛顿定律运动[5]。在模拟过程中, 通过求解每个分子在其他所有分子作用下的牛顿运动方程, 得出每个分子的位置和速度, 从而得出系统内分子随时间的运动过程, 最后通过统计学的方法得出宏观参数。由于MD方法从最基本的物理定律出发, 只要模拟系统中粒子的初始坐标和速度确定, 以后每一时刻所有粒子的位置和速度便已确定, 所以MD模拟方法是一种确定性模拟方法[6]。

本文使用MS和LAMMPS两种软件结合起来进行分子动力学模拟, 首先利用MS软件建立Cu纳米颗粒与基液H2O的纳米流体模型, 其中H2O采用SPC模型, 分子间作用势采用Lennard-Jones (L-J) 势能函数, 图1 给出了L-J势能函数曲线图。

L-J势能函数形式如下:

式中, Yij为粒子i与粒子j之间的距离, ε和σ分别为L-J势能函数的能量参数和长度参数。式中第一项表示分子间的短程排斥力, 第二项表示分子间的远程吸引力 (如范德瓦耳斯力等) 。

由于不同的粒子含有不同的能量参数和长度参数, 而本文所涉及的纳米流体为两项混合, 因此要选取合理的混合法则。目前在分子动力学模拟中普遍采用的混合法则为Berthlot混合法则[7], 其形式如下:

式中, l代表流体相, s代表固体相。本文中用到的数据见表1。

其次, 根据MD模拟基本理论[8], 导热系数可通过积分微观热流量的自相关函数得到, 其Green-Kubo公式为:

式中:V为体积, T为温度, 为波耳兹曼常数, 为相对于某个0时刻的t时刻的流体的热流密度;式中用尖括号表示系综平均, 即取模拟计算总时间的平均值, 为热流自相关函数。

利用所选参数通过LAMMPS进行分子动力学模拟, 模拟过程中所有参数均进行无因次化处理, 模拟过程采用周期性边界条件, 使得模拟盒子内粒子始终保持不变, 截断半径选取为3.5。在系综选取中采用NVT正则系综, 即在模拟过程中体系的粒子数、体积和温度保持不变, 通过虚拟热浴使得体系维持于特定温度的平衡状态。对于运动方程的求解, 则采用目前应用比较广泛的Velocity-Verlet算法。

2 模型的建立及结果

2.1 Cu/H2O纳米流体模型的建立

此纳米流体以水作为基液, 首先需建立起水分子的模型, 运用MS提供的工具, 绘制出水分子的结构, 调整元素及氢氧键键角得到水分子结构如图2 所示 (其中中间原子代表氧原子, 两侧原子代表氢原子) 。

其次, 从MS的模型库中导入铜晶体模型, 如图3 所示。然后以此为基础, 选择球形体系建立起直径为1.5nm的球形纳米颗粒, 如下图4所示。

最后, 利用水分子模型、铜纳米颗粒模型以及MS软件中的AC模块, 建立包含1 375个水分子的Cu/H2O纳米流体模型, 边界条件选为周期性边界条件, 颗粒的体积分数为3%。模型如图5所示。

2.2 模拟过程及结果

根据上述建立的纳米流体模型, 采用开源的MD模拟程序LAMMPS进行模拟计算。首先为了验证分子动力学方法计算导热系数的可靠性, 采用纯水建立模型进行分子动力学模拟, 得到纯水在温度为298K时的导热系数为0.586 2, 与实验值的相对误差为3.45%, 因此验证了模拟计算具有可靠的精度。其次, 对体积分数为3%的铜/水纳米流体进行分子动力学模拟计算, 计算导热系数的输入文件须进行单独编写, 设定初始条件, 对整个体系进行模拟计算并得到输出结果。在分子动力学模拟计算中, 模拟体系的系统选为正则系统 (NVT) , 模拟温度为290~340K, 模型中所有粒子初始时按照面心立方结构 (FCC) 排布, 初始速度根据Maxwell-Boltzmann分布随机取样, 初始速度方向为随机取向, 边界条件采用周期边界条件, 每次模拟过程采用800 000 时间步长, 其中前600 000 个时间步长为系统弛豫过程, 使系统达到稳定, 后200 000步用于统计导热系数及相关量, 每一个时间步长取为0.001ps。

如图6 给出了体积百分比为3%铜/水纳米流体导热系数增加比随温度变化关系。从图中可以看出, 纳米流体的添加使得流体的导热系数得到明显的提高, 并且在相同的体积百分比下, 随着温度升高纳米流体的导热系数增加比例呈现增大趋势。

3 纳米流体强化传热机理的分子动力学模拟分析

径向分布函数 (RDF, Radial Distribution Function) 是指任一给定原子在距离为r处的平均数密度与在同样的总密度情况下的理想气体中某原子在距离为r处的密度之比, 其定义式为:

式中:n (r) 为距离为r到之间的粒子数。

径向分布函数是表征流体和非晶态固体微观结构特征的一个特征物理量, 对于本文所涉及的Cu/H2O纳米流体的固液两相, 可以有效地判别固体纳米颗粒对于基液的作用。图7给出了体积分数为3%的含球形铜纳米颗粒的水基纳米流体在300K时的径向分布函数, 从图中可以看出, 添加了球形铜纳米颗粒后, 纳米流体的微观结构发生了明显的改变:径向分布函数在0.97nm处和1.49nm处出现了两个明显的峰值, 并且最后逐渐震荡收敛于1, 表现出了纳米流体“短程有序, 长程无序”的典型特征, 同时也揭示了纳米颗粒表面存在着吸附层, 并且包含有两层, 两层吸附层大小约为0.36nm和0.25nm。

纳米颗粒表面吸附层是影响纳米流体强化传热的重要因素。一般情况下, 固体的导热系数比液体的导热系数高得多, 这主要因为固体内部的分子排列比液体内部分子排布更加规则;而纳米颗粒的添加使得纳米颗粒与基液分子之间发生作用, 使得纳米流体的微观结构发生变化, 从而产生了两层纳米颗粒表面吸附层, 使得在纳米颗粒表面的基液分子排布得更加规则均匀, 形成了类似于晶体的结构。一方面, 由于吸附层的排列更加地均匀, 因此吸附层应该具有比基液更高的导热系数 (介于纳米颗粒与基液之间) , 当热量在基液与纳米颗粒之间传递时, 纳米颗粒表面吸附层就相当于一层具有低界面热阻的表面, 有利于热量扩散作用的进行;另一方面, 在纳米颗粒表面形成的排布更加规则、类似固体的吸附层, 这就相当于变相增加了纳米颗粒的径粒, 使得纳米颗粒的有效径粒增大, 从而变相增加了纳米颗粒的体积分数, 最终导致了纳米流体导热系数的增加。

4 结语

本文使用分子动力学的方法, 以Cu/H2O纳米流体为研究对象, 详细介绍了Cu/H2O纳米流体的建模过程, 并对体积分数为3%的Cu/H2O纳米流体的导热系数以及纳米颗粒与水基液的相互作用进行了研究分析, 得到了以下结论:

①Cu纳米颗粒的添加使得纳米流体的导热系数得到了明显的提高, 并随着纳米流体体系温度的升高, 纳米流体的导热性能也得到增强。

②通过分子动力学模拟的方法, 对Cu/H2O纳米流体的径向分布函数进行分析, 发现了纳米流体微观结构的变化, 证明了纳米颗粒表面吸附层的存在。

③本文从纳米颗粒表面吸附层的角度分析了纳米流体强化传热的机理, 为进一步研究和分析纳米流体的导热系数, 提供了一种方向和基础。

参考文献

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[7]M P Allen, D J Tildesley.Computer Simulation of Liquids[M].Oxford:Clarendon Press, 1987.

高温导热系数 篇7

基于上述原因,设计了便携式测试仪,采用多分布传感器采集松散煤体温升数据,利用单片机对数据进行处理,通过上、下位机通信实现了良好的人机界面,减小了体积,降低了成本,提高了精度,并具有远程测试功能。

1 系统结构及测试过程简介

该测试装置由盛料桶、高精度稳压电源、加热棒、单片机系统、温度传感器和笔记本电脑组成,系统组成如图1所示。

测试时,在盛料桶里放入松散煤体(颗粒半径小于10mm),单片机系统先测定环境温度并传输到计算机,然后驱动高精度稳压器用加热棒对松散煤体进行恒功率加热,加热过程中单片机系统实时读取3个传感器采集的温度信号,计算平均值并实时传输到计算机,计算机内使用LabVIEW编程实现平行热线法算法将松散煤体的导热系数计算并显示出来。

2 系统设计

2.1 盛料桶和加热棒

盛料桶用来盛放需要测定导热系数的松散煤体,加热棒用来对煤体进行恒功率加热,其三维图如图2所示。温度传感器测头到加热棒中心距离为15±1mm,符合GB 10297-88规定。温度传感器型号为DS18B20(由美国DALLAS公司生产),精度可达0.062 5℃,符合GB 10297-88规定的温度误差0.1℃的要求,该装置在桶内均匀布置3个测头,安放3只DS18B20温度传感器以减小测量误差,提高精度。

2.2 单片机系统

单片机系统由AT89S52单片机、MAX232电平转换芯片、九针串口接头、上电复位电路、晶振电路及供电USB接口等组成,电路如图3所示。

单片机系统采用实时读取3个温度传感器内部RAM的方法获得盛料桶上均匀分布的三点温度信息[6]。多个传感器,要分别写入序列号,共8位十六进制。其中对一个传感器的操作代码为:

值得一提的是,本设计将读得的温度传感器RAM数据先不转换为实际温度值,待传到上位计算机后再转换,避免了用单片机来处理浮点数据,既提高了处理速度和效率,又提高了温度值的精度。本设计将3个RAM数据平均值处理为4个字节,通过HEX方式与上位机通信。上述目标由以下代码实现:

单片机系统总体程序流程如图4所示。

2.3 计算机操作界面及远程测试方案

计算机操作界面通过LabVIEW编程实现[7],可设定采样间隔时间,显示实时温度、环境温度t0、测试温度t1、测试温度t2、温度曲线图和计算导热系数。

远程测试利用现有互联网无线网络实现,利用Data Socket技术基于TCP/IP协议将在网上发布所编LabVIEW程序,具体实现可参见NI官方网站。授权访问本测试仪电脑的计算机都能进行远程测试操作,这也为煤炭火源监控与定位提供了一种可行的方案。

2.4 上位机LabVIEW程序

上位机程序由串口通信程序和导热系数计算算法程序构成。串口通信程序如图5所示,该程序由串口设置模块、写串口模块、读串口模块、关闭串口模块、数据转换和标定模块组成,与单片机系统串口通信程序配合,形成一个串口通信协议,实现了单片机系统和上位机间的实时数据交换。

上位机通信程序要和下位机程序思路对应通信才能成功,图6所示程序为发送数据“0”给下位机,下位机则将处理好的4个字节温度信息上传。程序采用延时100ms反复写“0”给下位机的方式来获取实时温度信息。所获温度信息由十六进制转十进制后,再乘以分辨率0.062 5则变换为实际温度。如图6上位机导热系数计算算法程序流程可知,先测定环境温度,然后在60s间隔内两次测试加热温度,再计算温差比值,查表计算指数积分,最后计算导热系数。基于LabVIEW软件实现了上述算法,其G语言程序如图7所示。

3 试验结果

使用淮南矿业集团孔李煤矿的原煤测试,煤样粒度小于10mm,填充密度1 080kg/m3 ,环境温度15℃,加热功率1 580W/m。测试时,先测定环境温度,待加热180s后温升曲线斜率稳定后,每间隔60s测试一次,实测温升数据见表1。

根据图6所示算法,由上位机计算其导热系数为0.142 31,与陈清华等用交叉热线法的测试结果0.143 19很相近[1],相对误差为0.61%,测试结果比较满意。

4 结束语

该测试仪使用平行热线法测松散煤体导热系数,系统的关键参数符合国家标准,能有效地提高测量精度。其结构紧凑、操作方便,且为多分布数字温度传感器,能进一步减小测量误差、提高精度,同时实现了远程测试功能。

参考文献

[1]陈清华,张国枢,秦汝祥,等.热线法同时测松散煤体导热系数及热扩散率[J].中国矿业大学学报,2009,38(3):336～340.

[2]唐明云,张国枢,戴广龙,等.热线法测定松散煤体导热系数装置改进设计[J].煤矿安全,2008,39(7):55～57.

[3]谭永鹏,王永花,李仁金.大型燃煤电厂烟气脱硫系统吸收塔除雾模型的实验研究[J].化工机械,2009,36(3):200～204.

[4]李建伟,葛岭梅,徐精彩.松散煤体导热系数测定实验[J].辽宁工程技术大学学报,2004,23(1):4～8.

[5]Sun J P,Song S.Recognition of Spontaneous Combus-tion in Coal Mines Based on Genetic Clustering[J].Journal of China University of Mining and Technology,2006,16(1):42～45.

[6]钱丹浩,刘萍萍.基于ZigBee的工业现场数字温度无线采集系统设计[J].化工自动化及仪表,2011,38(9):1119～1124.