热机械性能(精选11篇)
热机械性能 篇1
随着社会的发展、人口的增长,对地球资源和能源的消耗量剧增,环境出现了恶化的趋势,可持续发展问题己成为当今全世界关注的焦点,建筑耗能直接关系到环境品质。由于建筑中庭对改善建筑内部环境有重要作用,在公共建筑中设置中庭己经成为发展的潮流。但是,中庭的体量较大,且具有大面积的玻璃围护结构。因此,如要节省中庭的热工耗能,关键要解决好玻璃慕墙和玻璃顶棚的热性能。
1 玻璃的耗能特点
玻璃的耗能主要是由于室内外温差传热的耗能和太阳照射的耗能,由于玻璃能够透过太阳光,太阳光遇到玻璃后一部分反射回去,一部分透过玻璃传到室内,还有一部分被玻璃吸收,被玻璃吸收的部分热量使玻璃温度升高,然后通过对流和辐射方式传到室内外。因此,影响玻璃热性能的指标主要有两个:遮蔽系数(与玻璃透射系数有关)和传热系数K。
对于太阳光的远红外热辐射而言,玻璃不能直接透过,只能反射或吸收它,被吸收的热能最终将以对流、传导的方式透过玻璃,因此,远红外热辐射透过玻璃的传热是通过对流、传导体现的。
2 玻璃的热工性能
随着建筑材料的发展,建筑所用的幕墙、门窗的玻璃品种越来越多,现今己有的品种(按热工性能分)有:普通透明玻璃、吸热玻璃、热反射镀膜玻璃、Low-E玻璃等,还有由这些玻璃组成的中空玻璃和夹层玻璃。这些玻璃的热工性能各不相同,差异很大。
2.1 透明玻璃
透明玻璃的透射能力比较好,玻璃对太阳能中最集中的0.3~5.0 um波长范围有较好的透射率,其中在可见光和近红外波段能透过全部太阳能的80%以上,在中红外波段的透射率也有近10%。这个透过范围正好与太阳辐射光谱区域重合,因此在透过可见光的同时,阳光中的红外线热能也大量地透过了玻璃,而0.3~5.0 um中红外波段的热能又被大量地吸收,这导致它不能有效地阻挡太阳辐射能。对波长5.0 um以上的远红外热辐射,普通玻璃不能直接透过,而是近乎吸收,其综合吸收率达84%,即其红外辐射的辐射率(=吸收率)为0.84,不同厚度的玻璃吸收率有变化,所以透射率也跟着有相应的变化。透明玻璃的热阻较小,传热系数较大,3 mm厚的透明玻璃传热系数都在6.0 W/(m2·K)以上,因此,夏季制冷和冬季采暖时,会消耗大量的能源。
为了阻挡太阳热辐射,降低传热系数,必须对透明玻璃进行一定的处理,在透明玻璃原片中添加一些元素可以制成吸热玻璃;在玻璃的一面镀膜可制成热反射玻璃Low-E玻璃,Solar-E玻璃等。
2.2 吸热玻璃
吸热玻璃增加元素后,颜色发生改变,有茶色、蓝色、灰色和绿色,不同颜色的玻璃有不同的透光率和吸收率。
吸热玻璃的隔热原理是:吸热玻璃因其有吸热能力而将一部分太阳能吸收,转化为热能,然后通过长波辐射和传热分别传到室内和室外。由于室外的风速比室内大,因而对流换热系数高,所以传到室外的热量要多一些。通过这样的热量转换和传递,太阳光的部分能量未能进入室内,从而达到隔热的目的。因此,吸热玻璃吸收的热量越多,隔热的效果就越好。
同时,吸热玻璃的传热系数也有所下降,能降低到5.0 W/(m2·K)以下,从而降低传热耗能。
2.3 热反射玻璃
在玻璃表面镀金属或金属化合物膜,使玻璃呈现出不同的色彩,同时具有对太阳能的反射作用,能够反射太阳红外光,降低玻璃的遮蔽系数,限制太阳辐射的直接透过。因此,能够节省夏季的空调制冷耗能。
热反射膜层对远红外线没有反射作用,故对改善K值没有大的贡献,只是稍有降低,一般传热系数还在5.0W/(m2·K)以上。
2.4 Low-E玻璃
Low-E(低辐射)玻璃是在玻璃表面镀低辐射材料银及金属氧化物膜,使玻璃无色透明或呈现出蓝色、灰色、绿色或金色等色彩,其主要作用是降低玻璃的K值,同时有选择性地降低透射系数,它反射的主要是远红外线,降低玻璃的热辐射通过量。
Low-E玻璃无论是对传热耗能,还是太阳辐射耗能,都有非常大的降低,是一种较理想的节能玻璃。
2.5 Solar-E玻璃
Solar-E玻璃是一种特殊的低辐射玻璃,它比Low-E玻璃有更好的太阳辐射隔绝能力,这种玻璃除具有低辐射性能外,还具有阳光控制性能。
2.6 夹层玻璃
夹层玻璃是在两层玻璃中间镀金属或金属化合物膜,从而具有热反射玻璃的特点,并目减小了K值,降低温差传热耗能。
2.7 中空玻璃
中空玻璃是由两层以上玻璃组成,中间是空气层或惰性气体,从而降低传热系数K值。K值跟间层的厚度和气体种类有关。透明的中空玻璃遮蔽系数降低较小,因此,为了降低玻璃的遮蔽系数,与镀膜玻璃一起构成镀膜中空玻璃。
3 合理选择玻璃材料,降低中庭耗能
通过对部分中庭调查发现,现有的中庭采用的大都是6 mm厚的透明玻璃和PC板,耗能较大,所以应正确地选择玻璃的类型。前面列举了一些玻璃及其性能。而不同的玻璃具有不同的性能,不能适合于所有的气候区域和建筑朝向。因此,要根据具体的气候特点和建筑朝向,加以合理的选择,达到节省能源的目的。
3.1 夏热冬暖地区
这个地区不需要采暖,夏季却需要制冷,中庭的耗能主要为室内外温差传热耗能和太阳辐射耗能,而太阳辐射耗能占了中庭的大部分。所以,夏热冬暖地区中庭的玻璃材料主要应考虑玻璃的透射系数,尽量选择低透射率的玻璃材料。单片热反射玻璃,Low-E玻璃,Solar-E玻璃的透射率较低,遮蔽系数较小,是较好的选择,单片吸热玻璃的透射率比这二种玻璃的透射系数要高,但比透明玻璃的透射系数小,相比而言,也能用于这个地区。透明玻璃透射系数太大,不适用于夏热冬暖地区。上面四种玻璃材料虽然能取得一定的节能效果,但效果仍很有限,因为玻璃的传热系数太大,无法降低温差传热耗能,所以,应选择中空玻璃。而透明中空玻璃因为较大的透射率仍然不适用于该地区,应选择吸热玻璃、热反射玻璃、吸热的Low-E玻璃,Solar-E玻璃做外片,内片采用透明玻璃,Low-E玻璃等组成的中空玻璃。这样,外片玻璃吸收绝大部分的太阳辐射,而空气层将外片的热辐射阻挡在外面而不对室内产生一次辐射和传热。中空玻璃的遮蔽系数小、传热系数低,是夏热冬暖地区中庭玻璃材料的最佳选择。
对于冬季温度较低的一些地区,可以在中庭的南向选用透明玻璃和透明中空玻璃,冬季可以利用太阳能采暖,而夏季由于太阳高度角较高,南向的辐射强度较弱,日照耗能也较少。
3.2 严寒地区
严寒地区的耗能主要是冬季的采暖耗能,夏季基本不需制冷,耗能形式主要为室内外温差耗能,冬季的日照为有利得热,即利用玻璃的“温室效应”为中庭提供热量采暖。单片热反射玻璃,Low-E玻璃,Solar-E玻璃的透射率较低,遮蔽系数较小,不能有效利用太阳能采暖,所以不适合在此地区使用,而单片吸热玻璃能勉强适用,单片透明玻璃的传热系数太大,得到的日照得热比温差传热损失的要多,不适合使用。从根本上说,单片玻璃都不能满足要求。
由于保温是这个地区的主要矛盾,所以应采用保温性能好的中空玻璃,同时又希望能够引进太阳能采暖,所以透明中空玻璃较合适。对于其他的中空玻璃,外片应采用透明玻璃或Low-E玻璃,内片应采用吸热玻璃、热反射玻璃、吸热的Low-E玻璃,Solar-E玻璃。这样,内片玻璃吸收室内热量而温度升高,而空气层将内片的热辐射阻挡在单面而不对室外产生一次辐射和传热,同时外片玻璃能够透过和吸收太阳辐射能,进一步提高玻璃空腔的温度,并传到室内。对于这个地区的北向,由于冬季太阳辐射很弱,可以不考虑利用太阳能采暖,只考虑保温,即选择热阻较大的中空玻璃。
3.3 夏热冬冷地区
夏热冬冷地区范围较广,气候差异也较大,所以,应根据具体的情况来选择中庭的玻璃材料。例如南京地区,夏季日照增加了空调的制冷耗能,而冬季的日照却减少了冬季的采暖耗能,但是,从计算结果得知,夏季的日照耗能多于冬季因日照得热而节省的能量,因此,从总体考虑,还是以夏季遮阳为主。玻璃材料的选择与夏热冬暖地区类似,选择单片热反射玻璃、Low-E玻璃、Solar-E玻璃、单片吸热玻璃,中空玻璃选吸热玻璃、热反射玻璃、吸热的Low-E玻璃、Solar-E玻璃做外片,内片采用透明玻璃,Low-E玻璃等组成的中空玻璃。
南京地区冬季需要采暖,而南向全年的日照得热为有利日照,即能节省耗能。所以,中庭的南向选用透明玻璃和透明中空玻璃更合适。在夏热冬冷地区某区域,如果夏季的日照耗能小于冬季因日照得热而节省的能量,应以冬季保温为主,同时尽量利用冬季的日照采暖,玻璃材料的选择与严寒地区类似。除了要根据气候和朝向来选择中庭的玻璃材料外,还要采用遮阳措施,减少夏季的日照耗能。另外要综合考虑中庭及其旁边房间的天然采光要求,防止照明耗能的增加。总之,要根据具体的气候条件和中庭的不同朝向,合理选择玻璃材料和窗框材料,采取其他有效措施,共同作用,来利用或减弱太阳辐射,增加热阻,从而达到节能的目的。
参考文献
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热机械性能 篇2
吸热型碳氢燃料的热裂解及混合催化裂解性能
为筛选出性能优良的吸热型碳氢燃料催化裂解催化剂,分别以USHY,HZSM-5单分子筛和它们的混合分子筛为催化剂,考察了吸热型碳氢燃料的催化裂解性能,并与热裂解进行对比.结果表明:催化裂解可显著降低吸热型碳氢燃料发生裂解反应的温度,提高其吸热能效.几种催化剂中,含25%HZSM-5的混合催化剂上的`裂解转化率和低碳烯烃选择性的综合性能最优良.
作 者:张波 王彬成 林瑞森 作者单位:浙江大学,化学系,浙江,杭州,310027刊 名:推进技术 ISTIC EI PKU英文刊名:JOURNAL OF PROPULSION TECHNOLOGY年,卷(期):23(6)分类号:V511.1关键词:吸热燃料 烃类燃料 催化剂 裂化
热机械性能 篇3
关键词:保温砂浆;石蜡微胶囊;相变材料;建筑节能;热性能
中图分类号:TU551.2
文献标志码:A
文章编号:1674-4764(2012)04-0157-04
Thermal Properties of Low Melting Point Microencapsulated Paraffin Insulation Mortar
YAN Hua1, ZHANG Jian2, CHEN Shulian1, WANG Xuemei1
(1.Department of Chemistry and Material Engineering, Logistical Engineering University, Chongqing 401311, P. R. China;
2.65 Branch Troops, Army 77160, Qianwei 614400, Sichuan, P.R.China)
Abstract:Microencapsulated paraffin insulation mortar (MPIM) was prepared by using low melting point microencapsulated paraffin (MCP) as phase change material. The phase change temperature, enthalpy, thermal conductivity coefficient and phase change thermal storage properties were tested. The result shows phase change temperature and enthalpy of the MPIM are 33 ℃ and 13.42 J/g, respectively. The thermal conductivity coefficient decreases with the increase in the dosage of silane coupling and binder. The thermal conductivity coefficient decreases with the increase in the dosage of the MCP, and then increases. Compared with blank specimens, the heating rate and cooling rate of the MPIM is definitely lagged, and it has good thermal storage properties.
Key words:insulation mortar; microencapsulated paraffin; phase change material; thermal property
保温砂浆是建筑节能领域重要的热功能材料。近年来,随着建筑节能相关法规的实施和人们节能意识的提高,将相变材料与普通建材复合成新型的保温材料,解决建筑物能量供求在时间和强度上不匹配的矛盾,已经成为建筑节能领域发展的新方向[1-9]。
能用于建筑节能的相变材料首先必须具备较高的相变潜热和适宜的相变温度,其次是必须与建筑材料有较好的相容性。在众多的相变材料中,低熔点石蜡具有相变温度范围宽、储能密度大、价格便宜、不过冷、化学性质稳定、无毒无腐蚀等优点[10],尤其是其具有较高的相变潜热和接近人体舒适温度的相变温度,将其应用于建筑节能领域既能提升墙体的保温能力、节约能源,又能提高室内热舒适性,是理想的相变材料。目前,将相变石蜡应用于建筑节能领域其他国家已有工程实例。德国的BASF公司将含石蜡微胶囊10%~25%的石蜡砂浆抹在墙上,2 cm厚的该砂浆的蓄热能力相当于20 cm厚的砖木结构[11]。中国在这方面的研究也比较多,但仅仅局限在相变石蜡的微胶囊制备及其在工程应用中保温隔热效果的模拟评估上,真正将其应用于建筑砂浆的研究还比较少。
笔者所在课题组前期致力于高熔点石蜡微胶囊保温砂浆的制备与性能研究[12-14],通过偶联剂和粘结剂对石蜡微胶囊表面改性解决了有机相变材料与无机凝胶材料相容性差、体系粘结力小的问题,采用纤维增韧技术解决了相变砂浆制备过程中易开裂等问题。在此基础上,利用差示量热热重同步分析仪(DSC-TGA)对样品进行分析和表征,采用导热系数仪检测砂浆试件的导热系数,考察了偶联剂、粘结剂、石蜡微胶囊掺量变化对砂浆导热系数的影响规律,并通过多路温度巡检仪对砂浆的蓄热调温效果进行了检测,研究了石蜡微胶囊保温砂浆的相变蓄热性能,为低熔点石蜡微胶囊保温砂浆在建筑节能工程领域的应用提供依据。
1 实验部分
1.1 主要材料及试剂
水泥:P.O42.5R,重庆拉法基水泥厂生产;砂:标准砂;石蜡微胶囊:按文献[13]方法进行中试制备;偶联剂:KH-550,即γ-氨基三乙氧基硅烷,南京曙光化工集团生产;粘结剂:乙烯乙酸乙烯酯共聚乳液(40%),北京汇能橡塑化工有限公司生产;纤维:聚丙烯纤维,武汉市远城集团合中生化制造厂生产;水:饮用水,符合JGJ 63-89《混凝土拌合用水标准》。
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1.2 石蜡微胶囊保温砂浆的制备
将石蜡微胶囊用硅烷偶联剂、粘结剂混合,并搅拌充分;将改性后的石蜡微胶囊混合料与水泥、砂干拌均匀,再将分散的纤维加入并注入水,在搅拌机内搅拌5 min;按照《水泥胶砂强度检验方法(ISO)》(GB 17671-1999)成型,带模标准养护3 d,脱模后再在空气中自然养护25 d。
1.3 性能测试
采用PERKIN-ELMER DSC7差示量热热重同步热分析仪(DSC-TGA)测定石蜡微胶囊及其保温砂浆的相变温度和相变潜热,气氛为氮气,升温速率为5 ℃/min,升温区间为20~350、20~100 ℃。
利用CD-DR3030A导热系数测定仪测定保温砂浆的导热系数,试件规格为30 mm×300 mm×300 mm。测试前将样品置于110 ℃的烘箱中烘干至恒重,实验温差为15 ℃,采样3次,结果取平均值。
在保温砂浆试块中预埋热电阻,利用KYL8多路温度巡检仪测试样品在烘箱中加热升温以及样品放置于室外自然降温时温度随时间的变化情况。其中热电阻为pt100,A级;温度巡检仪的基本误差为±0.2%F?S。
2 结果与讨论
2.1 相变材料及保温砂浆的相变温度和热焓
相变材料的蓄热性能包括相变温度、相变焓、相变温度范围等。图1是石蜡微胶囊和石蜡微胶囊保温砂浆的DSC图,其中保温砂浆中石蜡微胶囊含量为10%。从图1(a)看出,石蜡微胶囊相变温度为33.81 ℃,相变焓为106.1 J/g,相变温度范围为30~80 ℃,相变峰值温度为42.71 ℃;从图1(b)可知石蜡微胶囊保温热砂浆的相变温度为33.66 ℃,相变焓为13.17 J/g,相变峰值温度为38.21℃,相变温度范围为30~80 ℃。比较石蜡微胶囊及保温砂浆的DSC图可知:石蜡微胶囊应用于建筑砂浆体系中,相变温度、峰值和相变温度范围与石蜡微胶囊基本吻合,且热焓大小基本保持了石蜡微胶囊在砂浆中的添加比例,由此说明复合在砂浆中的石蜡微胶囊并未改变其相变蓄热性能。
图1 石蜡微胶囊和相变蓄热砂浆的DSC图
2.2 相变材料的热稳定性和热循环寿命
相变材料的热稳定性和热循环寿命是影响相变材料在工程应用中的一个重要因素,其性能好坏直接决定了其使用前景。图2是石蜡的热失重曲线和微胶囊的热循环图。从图2(a)可以看出样品在加热到220 ℃开始分解,说明相变石蜡在墙体使用的温度范围内具有良好的热稳定性。从图2(b)看出石蜡微胶囊经4、16、24次DSC热循环后,其峰型和峰谷变化一致,说明石蜡微胶囊在相变过程中无过冷现象和泄漏,经多次热循环后仍具有良好的使用效果,适合应用于建筑节能领域。
图2 石蜡的热失重曲线图(a)和微胶囊的热循环图(b)
2.3 低熔点石蜡微胶囊保温砂浆的导热系数
导热系数是反映保温材料保温性能优劣的重要参数,合理调节砂浆组分配比,对于改善保温砂浆的热工性能至关重要。从材料的导热机制看,材料的导热系数取决于材料的组成与结构、孔隙的大小与特性,降低导热系数就应尽量降低材料的表观密度,同时尽可能增加材料内部的孔隙数量[15-16]。笔者针对各组分(偶联剂、粘结剂、石蜡微胶囊)掺量变化对砂浆导热系数的影响进行分析研究。
2.3.1 偶联剂和粘结剂掺量变化对导热系数的影响 表1是不同掺量的偶联剂和粘结剂对砂浆导热系数的影响,其中砂浆体系中石蜡微胶囊掺量为10%,偶联剂、粘结剂含量以水泥质量的百分数表示。
从表1可以看出随着偶联剂和粘结剂掺量的增加,砂浆体系的导热系数呈现下降趋势。可能是由于偶联剂的加入改善了石蜡微胶囊与水泥基材的相容性,使得石蜡微胶囊颗粒能均匀的分布在砂浆体系内部,颗粒间的空隙得到了很好的填充;粘结剂的加入改善了砂漿结构的致密性,骨料与水泥水化产物已无明显的分离,二者紧密的联接在一起,大大地改善了保温性砂浆的界面结构。偶联剂和粘结剂同时作用,极大地减少了材料体系内部存在的盲孔(或连通孔)数量,从而砂浆的导热系数降低。当偶联剂含量为12%,粘结剂含量为6%时,砂浆体系的导热系数为最小0.22 W/(m?K)。
2.3.2 石蜡微胶囊掺量对导热系数的影响 图3是石蜡微胶囊掺量变化对砂浆导热系数的影响。由图3可见,保温材料的导热系数随石蜡微胶囊掺量的增加先减小后增大。保温砂浆的导热系数在石蜡微胶囊掺量为6.5%时,导热系数降到最低(0.13 W/(m?K))。可能是由于少量石蜡微胶囊的降低了砂浆的密实度,导致体系内存在大量的封闭孔隙,热阻较大,从而相变蓄热砂浆体系的导热系数相对空白试件降低;但是当石蜡微胶囊掺量过大时,保温材料内部的胶结组份相对不足,不能完全包裹住石蜡微胶囊颗粒,导致材料中形成大量的贯通的孔隙,热阻减小,导热系数增大。考虑到相变砂浆的保温隔热效果,石蜡微胶囊掺量在3%~10%范围时为宜。
图3 石蜡微胶囊掺量对保温砂浆导热系数的影响
2.4 相变蓄热砂浆的蓄热调温性能
图4是利用KYL8多路温度巡检仪测试的相变蓄热砂浆升温(a)、降温(b)曲线。其中砂浆试件中石蜡微胶囊的含量分别为0、7.8%、10%。由图4温度随时间变化曲线的平缓程度可知:与空白试件相比,相变蓄热砂浆升降温速率明显要滞后,表现出良好的蓄热调温效果,且石蜡微胶囊含量越高,砂浆的蓄热调温效果越明显;在加热升温过程中,石蜡微胶囊开始发生固液物相转变,相变蓄热砂浆的平均温度要比空白试件低约3~6 ℃;在自然降温过程中,石蜡微胶囊开始发生液固物相转变,相变蓄热砂浆保持温度恒定的时间明显要比空白试件长。
3 结 论
1)掺入砂浆中低熔点石蜡微胶囊相变材料保留了相变蓄热性能,呈现出良好的热稳定性和热循环寿命,其相变温度为33 ℃,热焓为13.42 J/g,相变温度范围为30~80 ℃。
图4 相变蓄热砂浆的升温(a)、降温(b)曲线图
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2)随着偶联剂和粘结剂的增加,保温砂浆的导热系数呈现下降趋势;随着石蜡微胶囊掺量的增加,保温砂浆的导热系数先减小后增大;当偶联剂含量为12%,粘结剂含量为6%时,石蜡微胶囊掺量为6.5%时砂浆体系的导热系数为最小0.13 W/(m?K)。
3)在升降温实验中,相变蓄热保温砂浆表现出良好的蓄热调温效果。与空白试件相变,升温过程中相变蓄热砂浆平均温度要低约3~6 ℃,降温过程中相变蓄热砂浆维持温度恒定的时间明显要长。
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(编辑 王秀玲)
双层玻璃窗热性能研究 篇4
1 研究对象
本文研究对象是图1、图2所示两种窗型, 尺寸如下图所示:
其中研究条件:室内外温度为tin=21℃, tout=-26℃, 双层玻璃窗是4mm玻璃+18mm中空层+4mm玻璃组成的中空玻璃窗。
2 窗户传递能量计算
2.1 太阳对双层玻璃窗辐射能量计算
Q=UA (Tout-Tin) +SHGC A I; (1)
式中:SHGC=0.55, 太阳得热系数;
Q为进入室内的热量, W;
U为窗户传热系数, W/ (M2K) ;U=2.78
A为窗户面积, M2;
Tout、Tin 为室外、室内温度, K;
I为太阳辐射强度, W/K;I=1.12kw/m2 。
2.2 玻璃传热损失能量的计算
用下面6-2的公式作传热公式计算
undefined; (2)
其中:undefined;
查阅相关文献得出:k1=0.4 J/m s ℃;
k2=0.025 J/m s ℃;
式中:k1为玻璃导热系数;
k2 为空气导热系数;
T1为室内温度;
T2为室外温度;
d为单层玻璃厚度;
l为玻璃间中空层厚度。
2.3 墙体传热损失能量计算
undefined; (3)
式中:A为窗户的面积;
t1为室内温度;
t2为室外温度;
λ为导热系数, λ=0.49W/m k;
δ为墙体厚度, δ=12mm。
双层玻璃窗户白天进入室内的热量大部分是靠玻璃窗传递进入室内, 由于墙体较厚, 因此白天通过墙体进入室内的热量可以忽略, 而夜间损失的能量包括玻璃窗损失热量和墙体损失的热量。
3 两种玻璃窗热传递能量的计算公式
本文针对北方地区常用的两种玻璃窗进行对比计算, 主要是为了确定哪种窗户更节能, 更适合与北方地区应用。
4 结论
通过对两种玻璃窗的对比可知:全透性双层玻璃窗白天的时候接受的太阳辐射多于带窗台的双层玻璃窗, 进入室内的热量多, 室内的温度高, 有助于节能。而夜间的时候全透性双层玻璃窗损失的热量多于带窗台的双层玻璃窗, 在消耗同样能源的时候, 全透性双层玻璃窗室内温度低于带窗台的双层玻璃窗。而全天全透性双层玻璃窗得到的热量多于带窗台的双层玻璃窗。经比较可知全透性双层玻璃窗的热性能高于带窗台的双层玻璃窗, 推广使用全透性双层玻璃窗对于节能具有重要意义。
摘要:我国北方地区冬季漫长寒冷干燥, 冬季取暖需要耗费大量的能源, 节能就成了现在建筑行业考虑的问题, 而且业内一直在寻找解决问题的办法, 现在也提出了很多解决方法。现在北方地区的建筑物大都用双层塑钢窗来保温, 但窗户和窗台尺寸的分配比例是不一样的。研究在北方地区现在用的较多的两种玻璃窗的得热和散热效果, 其中玻璃窗是两层厚度为4的玻璃之间夹着一层厚度为l8的真空层, 最终得出哪种窗型更适合北方地区, 更有利于节能。
关键词:双层玻璃,热性能,热损失,窗户结构
参考文献
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[2]李玉梅.多层建筑围护结构窗口热桥传热分析[D].哈尔滨:哈尔滨工程大学, 2007.
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热机械性能 篇5
铝-镁合金5A06在瞬态热冲击条件下的力学性能研究
通过热强度试验,测试并确定航空航天材料在复杂高速热冲击条件下的强度极限等关键参数,对于航空航天材料和结构的可靠性评定、寿命预测以及高速飞行器的安全设计具有重要的意义.针对强度设计手册中没有航空航天材料在高速热冲击环境下的强度极限等表征参数的现状,使用自行研制的.高速飞行器瞬态气动热试验模拟系统,对铝-镁合金材料5A06在多种不同的瞬态热冲击条件下.进行气动加热模拟与热载联合试验研究,得到在瞬态热、力学环境的共同作用下铝-镁合金5A06材料的强度极限、承载时间等力学性能变化状况.为研究分析航空航天材料和结构在高速热冲击环境下的承载能力和结构减重提供了可靠依据.
作 者:吴大方 宋昊 李永亭 晏震乾 WU Da-ang SONG Hao LI Yong-ting YAN Zhen-qian 作者单位:吴大方,李永亭,晏震乾,WU Da-ang,LI Yong-ting,YAN Zhen-qian(北京航空航天大学,航空科学与工程学院,北京,100083)宋昊,SONG Hao(中国一航北京长城计量测试技术研究所,北京,100095)
刊 名:实验力学 ISTIC PKU英文刊名:JOURNAL OF EXPERIMENTAL MECHANICS 年,卷(期):2006 21(5) 分类号:V216.4 V416.4 关键词:热强度试验 气动热 强度极限热机械性能 篇6
摘要:为了有效改善2MW空冷风力发电机的热性能,满足实际工作需要,建立了该电机三维稳态温度场模型,对电机内的热场进行了分析和研究,明确了该电机传热特性及温度分布规律,发现该电机局部温度过高;对涉及电机热性能的相应参数进行了完善,并对相应结构参数下电机进行了热性能分析,通过实验证明改善后电机热性能满足电机运行要求,此研究对大型电机的结构优化和运行提供了一定的借鉴。
关键词:大型风力发电机;三维温度场;稳态;有限元;空冷
DoI:10.15938/j.jhust.2016.06.015
中图分类号:TM 301.4
文献标志码:A
文章编号:1007-2683(2016)06-0079-05
0.引言
隨着风力发电机的单机容量的不断上升,电磁负荷与损耗增大,电机温升也越来越严重,由于风力发电机的温升直接关系到机组的性能和经济指标,同时还影响发电机的寿命和运行的可靠性,如何对电机进行设计并合理的分配好电机内的气流,降低损耗使发热部件得到良好的冷却,越来越为设计者所关心,因此,对电机进行热分析就尤其重要。
目前国内外对中大型发电机的温度场的研究较多,但大多数研究都单独针对电机定子、转子、冷却介质等的热分析,忽略了发电机整体热量传递的连续性.这主要是由于发电机转子在高速旋转时存在气隙、轴向和径向通风孔气流作用,使得散热系数和生热率等很难确定,所以对大型空冷风力发电机整体三维温度场的研究仍具有一定的实际意义和工程价值。
国内某厂购买国外2MW两端通风空冷风力发电机,以国内工艺及材料制造出电机后,发现该电机发热问题比较突出;又由于发电机常处于高空长日照运行环境,使得该电机不能很好的满足客户和运行的要求,本文首先对其额定工况下热性能进行分析,采用有限元法,根据传热学理论,建立了定、转子三维稳态温度场有限元模型,结合工程实际给出相应的基本假设和边界条件,对额定功率稳态运行时发电机整体温度进行仿真,由此明确了该电机传热特性及温度分布规律,发现该电机局部温度过高;其次对涉及电机热性能的相应参数进行了改善并对改善后电机进行热分析,结果能更好的满足实际工况;进行样机试制后,对改善后样机进行了温度实测,实测结果与仿真结果在合理误差内,本文研究对大型电机的结构优化和运行提供了一定的借鉴。
1.2求解域模型的建立
1.2.1基本假设
由于发电机定、转子结构十分复杂,为了能准确计算出电机的温度分布,需要对定、转子求解域做一些简化,根据某厂风力发电机结构和通风特点,现对其求解域做如下假设:
1)不考虑定、转子铜条端部伸出部分、护环等处温度影响,定、转子铁心各自齿、轭部热源不做区分,且各热源均匀发热。
2)槽内所有绝缘材料(槽楔、层问绝缘等)相同,分布均匀,且认为电机定转子铁心与槽绝缘紧密接触。
3)不考虑气隙轴向风速,且人口冷风风速为34.8m/s。
1.2.2求解域的确定
建立了2MW样机的三维温度场模型,考虑到定、转子结构的对称性,风路的周期性且转子轴向通风孔12个,建模时取定、转子部分的1/12作为求解域,其中转子轴向通风孔左右各取一半,电机基本参数如表1,求解域如图1。
2.电机内热源和散热系数的确定
本文2MW样机采用密闭空气冷却,电机两端风扇与转轴相连,冷风从轴向风孔吹入电机,热风从定子径向风孔经挡板吹向上端的冷却器,冷却后的气体通过风道流向转轴风扇处,现取求解域1/2平面图作出其通风路径示意如图2所示。
2.1热源
电机损耗就是热源,准确计算电机各损耗是进行温度场计算的基础,电机损耗主要包括绕组损耗、铁耗、机械损耗、风摩损耗和杂耗等.定子铜耗与其电流平方成正比;定子齿、轭部铁耗与各自铁心质量相关,分别计算后统一加在定子铁心上;转子齿谐波及其磁场高次谐波在定子表面产生的损耗加在定子铁上;机械损耗与电机直径和极对数有关,计算后按一定比例分别施加到定转子铁上;风摩损耗依据风路结构合理分配.转子损耗的施加与定子类似.将计算出的损耗转换为生热率如表2所示。
2.2传热系数
传热系数直接关系到电机的散热,由于转子的旋转及轴向、径向、气隙空气的流动,使得温度场与流体场耦合在一起,传热系数很难被确定,本文引用有效传热系数σ,用静止流体的导热系数来描述轴向、径向、气隙等通风孔中流体的热交换能力,首先依据总入口流量等于总出口流量原则,由入口风速求出各轴向风孔与径向风孔的风速,再根据经验公式驯求出各散热面的传热系数并分别施加。
依据以上公式计算出相应的传热系数,并分别施加到转子轴孔,定转子径孔,定转子气隙面和端面等,对模型进行求解计算,得到电机温度分布。
3.温度场计算结果分析
3.1发电机额定工况下温度场
在上文给出的模型、基本假设和边界条件基础上,计算发电机额定运行状态下电机整体温度分布,计算结果如图3所示。
图3显示在整体电机中,定子温度比转子温度高,最高点温度出现在定子铜条中部附近。转子整体温度也较高,呈现中间温度高,两端面及轴向风孔处温度较低,转子最高温度出现在转子铜条中部,由于上图显示定、转子铜条区域发热严重,为更好地分析电机发热,现做出定子铜条温度分布如图4,转子铜条温度分布如图5,定转子绝缘层温度分布如图6所示。
图4显示定子铜条温度分布,最高温度在上层铜条中部为131.0℃,明显高于下层铜条温度,这是因为下层铜条位于槽底与定子铁接触,传热效果较好,而上层铜条有一面与空气接触,传热效果比下层传热差;定子铜条上下层均为两端低中间高,说明电机端部有一定的散热效果.图5显示转子铜条温度分布,转子铜条上层温度高于下层,最高温度出现在上层铜条中部为124.9℃,温度分布原理与定子类似.根据电机生热率可知,转子铜耗明显要高,但其温度却并没有定子高,说明轴向通风孔有一定的散热效果,图6显示定转子绝缘层温度分布,显示定子绝缘层中部气隙侧温度很高,仿真定子铜条平均温度128.7℃,转子铜条平均温度113.0℃,工厂实测定子铜条平均温度为121.4℃,转子铜条平均温度为125.2℃,此实测数据转子高于高于定子铜条,但与仿真分析有差别,分析是因为实际风孔散热并没有理想的好.定子铜条误差为6.01%,转子铜条误差为9.74%,说明计算方法对电机热分析合理。
该电机为H级绝缘,F级考核,尽管最高准许温度,但铜条局部温度很高又因为风力发电机工作在高空长日照尤其夏天炎热环境下,此风力发电机就不能很好的满足实际工作要求。
3.2完善后电机整体温度场分析
根据该电机额定运行状态下传热特性及温度分布规律,对涉及电机热性能的相应参数进行了完善,重新进行了电磁优化设计,在保证电机性能指标合格的前提下,主要对径向各尺寸做了调整,其中定子内外径分别增加50mm、40mm,转子内径增加20mm,孔直径增加6mm,且定转子槽尺寸、绕组截面相应增加等,变化前后如图7所示。
改善后电机与原电机相比,机械损耗增加,但定子铜耗有所下降,转子铜耗下降明显,电机通风量也有所增大使得散热效果更好,对改善后电机额定运行状态下热性能进行分析,整體温度分布如图8示。
图8显示改善后电机整体温度分布趋势不变,仍然是定子区域温度比转子温度高,最高点温度出现在定子铜条中部附近,但电机最高温度明显降低到123.1℃.由于定转子最高温度在各自铜条处,为更好地比较电机改善前后定转子铜条温度分布变化,现做出改善前后定子铜条沿轴向温度分布曲线如图9,转子铜条沿轴向温度分布曲线如图10进行分析。
图9为改善前后定子铜条温度分布,改善后定子铜条温度降低9.3°C,说明虽然电机尺寸变大机械耗增加,但定子铜耗降低且通风量增加使定子散热效果更好,使定子温度降低;图10为改善前后转子铜条温度分布,改善后转子铜条温度降低14.6°C,因为电机改善后转子铜耗明显减少且轴向通风孔尺寸和风量均增大,散热效果增强,所以转子铜条温度比定子降低更多,图9、图10能清晰反映电机改造前后温度变化,某厂对改善后电机额定运行时定、转子铜条温度进行了多点测量,表3给出了计算值与实测平均温度对比。
从表3中数据可以看出,改善电机定子铜条实测平均温度107.5℃,转子铜条实测平均温度为102.8°C,与计算结果比较相比,定子铜条误差为11.07%,转子铜条误差为4.47%,误差在合理范围内且裕量充足,更能满足实际工况要求,说明此电机改善比较合理。
4.结论
本文对2MW空冷风力发电机额定运行下热性能进行分析并对电机结构参数改善后的温度场进行了论证,通过本文研究,可得出如下结论:
1)原电机额定运行时整体温度呈现中间高,两边低,且定子上层铜条中心发热十分明显,电机不能很好地满足实际工况的需要。
2)对原样机径向尺寸及轴向风孔改善,且增大通风量,电机整体温度下降明显,其中定子铜条温度降低9.3°C,转子铜条温度降低14.6°C.
齐平式洒水喷头动态热性能研究 篇7
齐平式洒水喷头是指喷头的部分本体(包括根部螺纹)安装在吊顶下平面以上,部分或全部热敏感元件在吊顶下平面以下的洒水喷头。齐平式洒水喷头的安装位置特殊,通常在房间吊顶内或局部内侧,热敏元件一般处于吊顶的下部,这样既保证了整体的美观,又保证了喷头动作的可靠性。
图1为齐平式洒水喷头和齐平式洒水喷头剖面图。
目前,我国齐平式洒水喷头的检测标准一般采用ISO国际标准的相关规定,试验方法为房间热响应,即在试验房间内点燃达到特定流量的甲烷气体,发出相应的燃烧热量,作为标准试验火源,对房间顶部安装的喷头平均启动时间和非偏标准偏差进行评价时间偏差。该方法缺点在于不易观察喷头的启动情况、重复性差,试验采用实体火,消耗大量的燃料,造成能源浪费。另外,重复产生的热释放对试验室环境造成很大损坏。
普通洒水喷头、扩大覆盖面积洒水喷头和早期抑制快速响应洒水喷头等特殊类型的喷头都采用风洞试验测试动态热性能。洒水喷头动态热性能测试是指在特定的高温、空气流速等试验条件下测量喷头的启动时间,试验在标准的风洞试验装置内进行。目前,发达国家对齐平式洒水喷头都在进行风洞条件下的动态热等级的试验,已经制定了一些试验方法和评价指标,比房间热响应试验更为科学且具有可操作性。
选择适合的响应等级的喷头是自动喷水灭火系统发挥作用的关键因素之一。笔者设计了11组实验,考察不同温度等级的齐平式洒水喷头的动态热性能,试图通过齐平式洒水喷头的动态热性能研究,划分该类喷头的动态热等级,为该类喷头的应用选型提供技术指标。
1 试验与方法
利用公安部天津消防研究所与某公司合作开发的风洞试验装置进行试验(装置结构见图2)。该装置能够模拟普通喷头、早期抑制快速响应喷头和扩大覆盖面积喷头的安装方式。试验通过测定在特定的高温、空气流速等条件下喷头的启动时间判定洒水喷头的响应等级。
试验采用公称动作温度为72、96、139 ℃的3种齐平式洒水喷头为研究对象,对3个温度等级的洒水喷头进行等速率升温试验确定其导热系数。分别在风温197 ℃下研究72、96 ℃喷头动态热性能;在风温300 ℃下研究72、96、139 ℃喷头动态热性能和在风温407 ℃下研究72、96、139 ℃喷头动态热性能。
2 结果与分析
2.1 等速率升温试验计算导热系数
等速率升温试验在风洞试验装置中进行,喷头固定端温度的要求与插入试验相同,喷头试样不需预热。将喷头按标准方位插入流速为(1±0.1) m/s的气流中,试验初始气流的温度为该喷头的公称动作温度。调节气流温度以(1±0.25) ℃/min的速率上升,直至喷头动作。试验控制和记录气体的流速、喷头固定端的温度和喷头的动作温度。
C值按公式(1)计算。
C=(ΔTg/ΔTea-1)U0.5 (1)
式中:ΔTg 为喷头的动作温度减去固定座温度Tm,℃;ΔTea为平均液浴动作温度减去固定座温度Tm,℃;U为试验段实际气流速度,m/s。
2.2 响应时间系数(RTI)计算公式
RTI按公式(2)计算。
undefined (2)
式中:tr为喷头响应时间,s;u为风洞试验段的实际气体流速,m/s;Tea为喷头的平均液浴动作温度减去环境温度,℃;Tg 为试验段的实际气体温度减去环境温度,℃;C为按公式(1)规定的方法确定的热传导系数,(m/s)0.5。
2.3 不同齐平式洒水喷头下导热系数计算
试验段的实际气流速度为1.0 m/s,气温以(1±0.25)℃/min的速率上升,直至喷头动作。固定座温度为22 ℃,72 ℃的平均液浴动作温度为72.1 ℃,96 ℃的平均液浴动作温度为97.3 ℃,139 ℃的平均液浴动作温度为139.8 ℃,试验数据见表1。
从表1中可以看出:3种齐平式洒水喷头在不同等速率升温试验中计算出导热系数(平均值)在0.83~0.95范围,均未超过1,说明结果符合GB 5135.1-2003中关于导热系数C值标准规定。因此,在响应时间系数(RTI)计算中可以直接采用导热系数的平均值。
2.4 不同齐平式洒水喷头下响应时间系数(RTI)计算
2.4.1 139 ℃齐平式喷头动态热性能试验
139 ℃齐平式洒水喷头在风温为300、407 ℃下进行动态热性能试验,由于139 ℃的喷头在风温197 ℃下应用公式(2)无法计算出结果,且需要的响应时间超过5 min,对于评价洒水喷头的响应等级已经没有意义,所以在该风温下剔除了139 ℃洒水喷头的试验。试验时环境温度为25 ℃,风速为2.50 m/s。试验数据见表2。
由表2可知:139 ℃齐平式洒水喷头在风温300、407 ℃下的RTI值处于GB 5135.1-2003标准中规定的标准响应喷头范围,而且其数值具有可重复性。
2.4.2 96 ℃齐平式喷头动态热性能试验
96 ℃齐平式洒水喷头在风温197、300、407 ℃下进行动态热性能试验,环境温度为25 ℃,风速为2.50 m/s。试验数据见表3。
由表3中可知:96 ℃齐平式洒水喷头在风温197、300 ℃和407 ℃下的RTI值处于GB 5135.1-2003标准中规定的标准响应喷头范围,而且其数值具有可重复性。随着风温的增加其RTI值增大。
对72 ℃齐平式洒水喷头在风温197、300 ℃和407 ℃下进行动态热性能试验,环境温度为25 ℃,风速为2.50 m/s。试验数据见表4。
由表4中可知:72 ℃齐平式洒水喷头在风温197、300、407 ℃下的RTI值处于GB 5135.1-2003标准中规定的标准响应喷头范围,而且其数值具有可重复性。随着风温的增加其RTI值增大。
2.5 不同C系数下齐平式洒水喷头的RTI平均值变化
C系数分别取1时,在风温197 ℃时,72、96 ℃的齐平式洒水喷头的RTI平均值仅相差1.05 (m/s)0.5,非常接近;在风温300 ℃时,96、139 ℃的齐平式洒水喷头的RTI平均值仅相差0.61 (m/s)0.5非常接近,而与72 ℃的齐平式洒水喷头的RTI平均值相差32.73 (m/s)0.5;在风温407 ℃时,三种齐平式洒水喷头RTI平均值相差19.21 (m/s)0.5,非常接近。
C系数分别取实测值时,在风温197 ℃时,72、96 ℃的齐平式洒水喷头的RTI平均值仅相差6.39 (m/s)0.5,非常接近,在风温300 ℃时,96、139 ℃的齐平式洒水喷头的RTI平均值仅相差2.47 (m/s)0.5,非常接近,而与72 ℃的齐平式洒水喷头的RTI平均值相差29.80 (m/s)0.5;在风温407 ℃时,三种齐平式洒水喷头RTI平均值相差16.64 (m/s)0.5,相对非常接近。
3 结 论
(1)齐平式洒水喷头的导热系数C值和响应时间系数RTI值处于GB 5135.1-2003标准中规定的标准响应喷头范围,而且其数值具有可重复性。
(2)随着风温的增加,3种齐平式洒水喷头响应时间变快,而响应时间系数RTI值随之变大。在风温为407 ℃时,3种齐平式洒水喷头响应时间系数RTI值均已超过200,且其平均值较接近。
(3)通过齐平式洒水喷头的动态热性能试验,能够有效划分此类喷头的动态热等级,为此类喷头的应用选型提供关键技术指标。
参考文献
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[2]张少禹.嵌入、齐平、隐蔽式洒水喷头灵敏度测试方法的研究[D].天津:天津大学,2003.
液冷机箱/架热性能仿真分析 篇8
关键词:液冷机箱,热仿真,温度场
1 引言
随着微电子技术的发展, 电子器件集成度越来越高, 芯片特征尺寸、芯片面积不断减小, 但芯片的功耗不断增加, 相应芯片热流密度迅速上升;另一方面, 计算机的集成度也越来越高, 现代飞机采用LRM结构, 在一台计算机内集成更多的处理模块, 而模块内部集成多个处理器, 整机功耗大幅度增加。在考虑到成本等因素的情况下, 军用计算机越来越多得采用工业档器件, 而研究表明, 超过55%的电子设备的失效形式是由温度过高引起的, 因此, 电子设备结构设计热可靠性设计具有举足轻重的作用。由于液体冷却较空气冷却换热效率高出100~2000倍, 因此液冷对电子器件的热管理具有得天独厚的优势。本文以液冷机箱/架为平台, 以ASSAC模块结构为载体, 对液冷机箱的散热性能进行了仿真, 并对仿真结果进行分析, 为后续设计工作提供指导。
2 液冷机箱/架模型
液体机箱简化模型如图1所示, 其中上、下侧板为液冷板, 内部铣有液冷通道, 进出液口位于机箱侧面。机箱内部内置传导模块, 传导电子模块主要包括结构件、两块PCB、锁紧条、导热垫等, 仿真简化模型如图2所示。
液冷机箱/架、模块以及模块内所用导热衬垫材料物理特性如表1所示。
3 不同工况热仿真分析
3.1 环境温度对模块温度影响
对比当整模块功耗分别为80W、160W时, 不同环境温度对模块器件温度的影响。按VITA47标准中108.9kg/k W·h提供冷却液流量, 冷却液供液温度为25℃。选择常温环境20℃及高温环境70℃进行热仿真分析, 模块结构件壁厚为1.2mm。模块在80W时分析结果见表2, 模块在160W时分析结果见表3。模块在80W时仿真分析云图见图3。
从模块的仿真结果来看, 当环境温度分别为20℃和70℃时, 80W模块上各器件的温差不超过5℃, 160W模块上各器件温差不超过8℃。说明环境温度对液冷机箱/架有一定影响, 模块功率增大时模块对外辐射换热增强, 温差会有所升高。
3.2 冷却液温度对模块温度的影响
对比冷却液温度的改变对模块器件温度的影响。在室温环境下, 机箱/架供液流量和内部模块壁厚不变的情况下, 选取冷却液温度在10℃、20℃、30℃进行仿真分析, 模块在80W的仿真结果见图4, 模块在160W的仿真结果见表5, 模块内监测点温度随供液温度变化见图5:
由以上仿真可以看出, 冷却液温度对模块内器件温度有明显的影响。器件温升与液冷机箱/架入口冷却液温升基本相当。当冷却液温度每增加10℃, 相应模块上器件温度也基本上增加10℃左右。因此对于液冷机箱/架, 由于具有较高的换热效率, 模块内温度随热沉冷却液温度的变化基本为线性变化。
3.3 模块壁厚对温度的影响
在室温环境下分别仿真模块结构件厚度在1.2mm、2mm、4mm情况下对器件温度的影响, 冷却液温度均为30℃, 冷却液流量按标准流量提供。模块在80W的仿真结果见表6, 模块在160W的仿真结果见表7:
由仿真分析可以看出模块壁厚由1.2mm 增加到2mm时, 80W模块边缘器件温度降低3℃左右, 中心部器件温度降低6.6℃左右, 160W模块边缘器件温度降低7℃左右, 中心部器件温度降低12℃左右;模块壁厚由2mm增加到4mm时, 80W模块边缘器件温度降低1℃左右, 中心部器件温度降低3℃左右;160W模块边缘器件温度降低2℃左右, 中心部器件温度降低6℃左右。因此, 改变模块传导壁厚有助于降低模块器件温度, 随着厚度的增加改善的效果越来越不明显, 功耗越高增加壁厚的改善效果越明显。
4 结论
通过对液冷机箱/架在不同环境温度, 不同冷却液供液温度及不同模块壁厚下的热仿真分析, 结果表明:
环境温度对液冷机箱/架影响较小, 但随着模块整体功率增大时模块对外辐射换热增强, 温差会有所升高。
冷却液入口温度对模块器件温度有着直接影响, 器件温度与冷却液温度变化基本一致。
增加模块传导壁厚有助于降低模块器件温度, 但随着厚度的增加改善的效果越来越不明显, 功耗越高增加壁厚的改善效果越明显。
参考文献
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热机械性能 篇9
1 试验原料及方法
试验原料选取湘钢焦化厂生产用炼焦煤, 按照国家标准进行煤炭的取样、分析。煤的工业分析按GB/T 212—2008测定, 全硫含量按GB/T214—2007测定, 粘结指数按GB/T 5447—1997测定, 镜质体反射率按GB/T 6948—2008测定, 胶质层指数按GB/T 479—2000测定。
炼焦试验在40 kg小焦炉进行, 入炉煤水分为10%, 入炉煤细度为80±1%, 装煤堆密度为0.76 kg/m3, 装煤温度为700℃, 升温速度50℃/h, 在1 050℃时保温7 h, 结焦时间为19 h, 红焦采用湿法熄焦, 焦炭落下的试验高度为1.83 m, 焦炭经两次落下后, 取样进行常规分析和冷热态强度试验。焦炭的工业分析按GB/T2001—1991测定, 全硫含量按GB/T 2286—2008测定, 热态强度按GB/T 4000—2008测定, 冷态强度按GB/T 1996—2003测定。
2 基础炼焦煤的特征
2.1 肥煤的煤质特征
湘钢生产中所用的肥煤种类多, 批次多, 有些来煤质量稳定, 有些则达不到肥煤的质量要求, 在进场煤的分析检验中要严格把关[5], 生产中根据煤质的情况需要及时调整肥煤的配比。从表1炼焦煤煤质分析结果可以看出, 试验所用的山西肥煤, 其硫质量分数为0.97%, 相对偏高, Vdaf为29.25%, G为89, Y为26.4 mm, 属于中等变质程度、强黏结性炼焦煤。从煤岩反射率 (f) 分布 (图1) 可以看出, 山西肥煤的反射率分布区间较窄, 其镜质组反射率在0.75%~0.9%区间含量为39.6%, 在0.9%~1.0%区间含量为44.9%, 镜质组反射率的峰值大约位于0.95%处, 其镜质组反射率的分布主要区间为0.75%~1.0%。由于肥煤反射率分布的常见范围为0.75%~0.95%, 山西肥煤为0.917%, 属于典型的肥煤, 其煤岩反射率测定结果与煤质分析结果一致。根据中国煤分类和煤岩反射率分布图, 表明山西肥煤是单一煤层煤, 是真正意义上的肥煤。由于肥煤加热时能产生大量的胶质体, 其焦炭的耐磨性特别好而成为配煤中的重要煤种。
2.2 其它煤的煤质特征
从表1分析结果可以看出, 天安1/3焦煤的Vdaf为30.60%, 为0.816%, G为81, Y为19.2mm, 属于中等挥发、强粘结性炼焦煤。图1煤岩反射率分布和表1煤岩反射率测定结果显示, 天安1/3焦煤的镜质体反射率分布的主要区间为0.75%~0.90%, 镜质体反射率的峰值大约位于0.85%处。从煤质分析结果看, 天安1/3焦煤变质程度和黏结性都达到了肥煤的指标, 是偏肥煤型的1/3焦煤。由于中等变质程度的1/3焦煤的镜质组反射率和挥发分产率变化范围均较宽, 炼焦时其配入量可以在很大范围内波动而获得较好质量的焦炭, 并且1/3焦煤在我国的煤炭储量中比较大[6], 因此, 要根据原料煤的性质合理确定配煤比例。
注:XG0, XG1, XG2, XG3为配煤试验中配煤方案的编号, 详见第3节所述。
马头焦煤的Vdaf为24.17%, G为86, Y为19.2 mm, 为1.086%, 属于中等变质程度、强黏结性烟煤。从图1马头焦煤的反射率分布可以看出, 马头焦煤是复杂混煤, 是由1/3焦煤、肥煤和瘦煤混洗而成的焦煤, 基于这种混焦煤的特殊性, 湘钢将这种混焦煤分类堆放, 作为二类焦煤配煤使用。
斗槽瘦煤的Vdaf为17.65%, G为36, Y偏低, 仅为2mm, 为1.576%。从图1中的反射率分布可以看出, 斗槽瘦煤由焦煤和贫瘦煤混洗而成, 混煤中有约43%焦煤和57%的贫瘦煤, 可能是由G为70左右的主焦煤和G为15左右的贫瘦煤混配而成。
3 降低肥煤配比的配煤研究
通过对生产配煤方案中天安1/3焦煤、马头焦煤和斗槽瘦煤的配比调整, 优化配煤结构, 相应降低肥煤配比, 在保证焦炭质量的前提下达到降低配煤成本的目的。为此, 制定了40 kg小焦炉试验配煤方案, 配煤方案见表2。试验方案中XG0方案为基础配煤方案, XG1、XG2和XG3为降低肥煤配比的优化配煤方案, 配合煤反射率分布见图2, 配合煤的焦炭质量分析结果见表3。
3.1 提高天安1/3焦煤配比
优化方案XG1是将肥煤配比从15%降低到10%, 将天安1/3焦煤配比从14%提高到18%, 再适当增加瘦煤的配比1%。表1中优化配比XG1的煤质分析。结果显示, 与基础配煤相比, G降低了9, Y增加了1.5 mm, 降低了0.08%, 说明配合煤中胶质体的量增加了, 其平均变质程度有所降低, 煤岩反射率分布中镜质体在0.75%~0.9%区间的组分增加了3.5%, 在0.9%~1.0%区间的组分增加了0.5%, 在1.0%~1.5%区间的组分增加了3.3%, 大于1.5%的组分则减少了0.5%。
炼焦结果显示, 与XG0配比相比, 优化方案XG1焦炭的M40下降了1.10%、M10变差了0.45%, CRI降低了2.35%, CSR则提高了3.30%。总之, 优化配比XG1焦炭的冷强度有小幅下降, 而热强度提高幅度较大。
3.2 提高马头煤配比
由于马头焦煤是复杂混煤, 是由肥煤、焦煤和瘦煤混洗而成的焦煤, 可以通过提高马头焦煤的配比, 降低配煤中真正的肥煤配比, 来满足配煤要求。优化方案XG2在生产方案的基础上将肥煤配比从15%降到10%, 将马头焦煤从6%提高到10%, 同时增加1%的瘦煤。与基础配方相比, 方案XG2的G降低了9, Y降低了1.3 mm, 降低了0.04%。从配合煤岩反射率分布看, 马头焦煤镜质组小于1.0%成分质量分数为48.6%, 随着马头焦煤配比的增加, 使配合煤中镜质组在0.75%~1.0%的成分从24.6%增加到36.7%。由于马头焦煤是肥煤型的焦煤, 其反射率分布图中镜质体小于1.5%的成分明显不足, 使得配合煤的镜质组在1.4%~1.5%区间有明显的断层, 其焦炭的M40比基础配煤下降了0.65%、M10变差了0.96%;而热强度则有明显的提高, CRI改善3.05%、CSR增加了5.40%, 这是由于马头焦煤主要由肥煤、焦煤和瘦煤组成, 配比中有将近27%的瘦煤, 平衡了基础配煤中过剩的黏结性。
3.3 提高瘦煤配比
方案XG3在基础配比基础上, 将瘦煤的配比由6%增加到10%, 将肥煤的配比由15%减少到11%。从表1配合煤的煤质分析结果可以看出, XG3的G和Y分别为72和17.6 mm, 比基础方案降低了12和3.1 mm。由于斗槽瘦煤的镜质组分布区间为1.22%~1.92%, 因此, 配合煤镜质体的1.0%~1.5%的区间内增加了13.8%, 镜质组大于1.5%的区间从18.2%提高到25.2%, 提高了7%, 而配煤的镜质组在0.9%~1.2%的区间有所减少, 配合煤的最大镜质组平均反射率从1.19%增加到1.22%。岩相配煤基本原理认为, 镜质组在偏离质量最佳点 (Romax=1.1%) 时, 随Romax增高而缓慢下降, 随Romax降低而快速下降, 因此在炼焦配煤中, 必须保持一定数量Romax在1.2%~1.5%范围内的镜质组。
从表3可以看出, 方案XG3焦炭的冷强度从86.10%增加到87.38%, 增加了1.28%, 反应后强度从42.90%增加到49.15%, 提高了6.25%, 焦炭的冷、热强度都得到了提高, 焦炭的热强度提高幅度较大。说明现用的生产配比中, 肥煤的配比过剩了, 可以适当降低肥煤的用量。
虽然肥煤的胶质体非常丰富, 具有很高的流动度, 还有很高的膨胀度, 在调节配合煤的流动度、膨胀度方面起着积极地作用, 是炼焦煤的主要煤种, 对改善焦炭质量起着重要的作用[7], 但是如果肥煤配比不当, 不仅浪费资源, 还会影响焦炭质量。
4 结论
(1) 降低肥煤配比的优化配煤方案XG1、XG2和XG3, 通过40 kg小焦炉炼焦试验, 其优化焦炭的热强度明显高于生产配方焦炭, 热强度分别提高了3.30%、5.40%和6.15%, 建议生产中选择合适的肥煤配比。
(2) 在配煤种类多, 混煤严重的生产情况下, 利用煤岩镜质组反射率分布图, 开展优化配煤研究, 充分利用40 kg试验小焦炉, 寻求各煤种之间的适配性, 确定优化配比, 提高精细化操作水平, 对合理利用煤炭资源、改善焦炭质量、降低生产成本、提升企业的竞争力发挥巨大的作用。
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热机械性能 篇10
1.1 PVC导热材料
聚氯乙烯树脂是目前国内外生产量最大、适用范围最广的高分子材料之一, 它有许多独特的优势, 但其本身也有一些缺陷, 如导热率低, 几乎属于绝热材料等, 这就限制了其使用范围。近年来为了拓宽PVC的应用领域, 国内外对PVC树脂导热的改性开展了广泛的研究。假如能将其导热提升到类似金属导热率, 就可将其应用于生产中的换热设备、冷却设备、电子原件、集成电路等众多高端领域[1]。对于导热塑料的研究和应用很多, 可以对其进行简单的分类, 按照基体材料种类可以分为热塑性导热树脂和热固性导热树脂;按填充粒子的种类可分为金属填充型、金属氧化物填充型、金属氮化物填充型、无机非金属填充型、纤维填充型导热塑料;也可以按照导热塑料的某一种性质来划分, 比如根据其电绝缘性能可以分为绝缘型导热塑料和非绝缘型导热塑料。
金属填料的添加对聚合物的导电和导热性能都有很大的提高[2]。如可用不同含量的铜粉填充聚氯乙烯, 导热系数随着铜粉含量的增加而增加, 电阻随着铜粉含量的增加而降低, 例如:填充24%的铜粉, PVC树脂导热系数均提高2倍以上, 电阻降低1.5倍以上。从混合焓的结果显示铜粒子可以做成核剂, 可以提高复合材料的结晶度, PVC填充铜粉热稳定性比未填充的提高;在填充较低含量的铜粉时, PVC便显示较好的热稳定性。通常同未填充的高聚物相比, 此类复合材料的机械性能较差 (除模量外) , 热传导和电传导性能提高。可用做导热粒子的金属材料有:铜粉、铝粉、金粉、银粉[3]。
无机非金属材料作为导热填料填充高分子材料基体时, 填充效果的好坏主要取决于以下几个因素: (1) 聚合物基体的种类、特性; (2) 填料的形状、粒径、尺寸分布; (3) 填料与基体的界面结合特性及两相的相互作用。以往常采用的方法有利用有一定长径比的颗粒、晶须形成连续的导热网链;选用不同的粒径的填料组合, 达到较高填充致密度;利用偶联剂改善填料与基体的界面, 以减少界面处的热阻;用纳米材料填充塑料提高导热系数是近年来研究的热点。可用作无机非金属填料的有:石墨、碳化硅等。
在导热塑料中的传热问题非常复杂, 它与温度、塑料基体和导热填料的形状情况等多种因素有关。普通固体材料内部的导热载体分为电子、声子、光子三种[4]。晶体是通过排列整齐的晶粒的热振动面传热的, 通常用声子的概念来描述。非晶体的导热是依靠无规律排列的分子或原子, 围绕一固定位置的热振动, 将能量依次传递给相邻的分子或原子。由于非晶体可看作晶粒极细的晶体, 因此也可用声子的概念来分析其导热。有时在一定温度下光子对导热起明显的作用。由于金属中存在大量的自由电子, 其热导率比非金属大得多。晶体中由于微粒的远程有序性, 声子起主要作用。在非金属材料中晶体的热导率比非晶体大得多[5]。
目前填充性导热塑料的研究, 大部分采用物理填充的方法, 导热性能不高, 机械性能下降严重, 导热系数预测理论局限于经验模拟, 缺乏导热机理的理论支持。但随着日益扩大的市场和研究的深入, 导热塑料将有一个大的发展, 尤其是纳米导热材料的研究和开发, 高导热本体聚合物材料的制备, 聚合物导热机理的探讨应成为导热高分子材料的研究方向[6,7]。
1.2 添加剂的导热性能
氧化铝属于金属氧化物, 具有相当高的导热率, 其导热率可达30W/m.K, 是制备导热高分子材料的优良填充剂[8,9]。氧化镁同属于金属氧化物, 其导热率可达40.9W/m.K。这两种填料常用作绝缘导热聚合物的填料, 广泛应用于导热塑料、导热橡胶、导热粘合剂、导热涂料。
氮化硼是由氮原子和硼原子所构成的晶体。具有四种不同的变体:六方氮化硼 (HBN) 、菱方氮化硼 (RBN) 、立方氮化硼 (CBN) 和纤锌矿氮化硼 (WBN) 。氮化硼属于非金属氮化物, 由于其特有的结构, 因此其导热率相当的高, 导热率可以达到33W/m·K, 是制备导热高分子复合材料很好的填充剂。广泛用于航空、航天、微电子、电器领域中需要散热和传热的部位。碳化硅也属于无机非金属导热填料, 其导热率最高可达125W/m.K, 是极有前景的添加剂之一。
2 导热PVC板材的研究方法
2.1 几种常用研究方法
粉末法混合制备:用磨粉机将高分子塑料基料磨至一定目数 (基本于150-250目) , 将称量好的基料和粉状导热添加剂放入球磨罐中球磨;然后, 将混合粉末置于模具中, 在热压成型机上成型, 并依照各高分子基料的性质设定温度及压强进行热压, 冷却, 开模, 取样, 按照测试标准尺寸裁取测试样。
熔融辊炼法制备:将称量好的高分子塑料基料和导热添加剂在双辊开炼机上热混炼后, 再热压成型。
挤出制样:先将导热添加剂与偶联剂 (添加剂用量的0.5%) , 在高速混合机中混合, 然后将充分干燥的基料按配方加入一起混合均匀。将混合物投入挤出机料斗中, 经双螺杆挤出机挤出, 并同时添加玻璃纤维共挤出造粒, 得到导热塑料粒。将该塑料粒子充分干燥后, 用注射机注射制样。
2.2 机械活化法
将按比例称量的PVC粉末与导热添加剂粉末置于机械活化球磨罐中, 通过球磨将其混合搅拌均匀, 并且直到添加剂均匀环绕在PVC周围为止;将混合搅拌均匀的粉末材料填入模具当中, 填入之前在模具底部及上方垫上一张聚丙烯薄膜 (防止成型板材与模具粘结, 为了更好的分离效果, 在薄膜上涂上一层甘油) , 设定热压成型的温度及时间, 取出成型板材。
机械活化法能够突破以往的熔融辊炼和注塑挤出, 使导热添加剂和高分子塑料基料在球磨的过程中得到力学性能和导热性能的双赢。
3 机械活化制导热PVC板材的前景
从各种国内外的研究例子可以看出, 不论是金属氧化物还是非金属氮化物, 它们都可以作为很好的导热填料, 可以提高高分子材料的导热性能, 而且这些材料既便宜, 产量也大, 用它们做导热填料可以很好的提高高分子材料的导热性能, 这对于拓宽不易导热的树脂材料的应用领域是非常可观的。
使用机械活化球磨的方法能够使添加剂均匀的与PVC混合, 并能使添加剂在机械活化相互摩擦的过程中包裹在超细PVC表面。压板后的PVC板材具有较之前更好的导热性, 并能保留较好的强度、硬度和耐腐蚀性。
在塑料工业中, 导热塑料最重要的应用是替代金属和金属合金制造热交换器, 它可应用于需要良好导热性和优良耐腐蚀性能的换热器、导热管、太阳能热水器、蓄电池的冷却器等。电子电器工业也是应用导热塑料较多的一个领域, 主要用来制造要求较高的导热电路板。导热塑料材料的研制为我国实现以塑代钢, 替代贵重金属提供了一种新型的功能性复合材料。
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热机械性能 篇11
世界上所有的国家都依赖化石燃料的能源需求。不过, 为了符合京都议定书的要求, 履行减排义务, 一些国家需要转用无污染的可再生能源。在发达国家, 建筑能耗在总能耗中占很大比例。在欧盟, 约等于40%的能源消费总量[1]。这部分能量支出中有相当一部分用于热水的生产。减少耗能的一种方法是使用太阳能。在文献中, 各种热系统的环境及生命周期分析上有大量的研究。其中一些就是针对太阳能热水系统[2][3][4], 特别是希腊的研究调查了与电力和燃气采暖相比较时, 热虹吸家用太阳能热水系统的生命周期环境影响。在其他的研究中只提出了经济生命周期的节约量[5][6]。
本文先讨论了可再生能源系统, 接着分析其热性能、经济性及采用太阳能热水系统所带来的环境效益。此外, 相对于制造该系统所产生的污染, 检查了采用太阳能所减少的污染。
1 可再生能源技术环境效益
可再生能源技术是将自然界中的能量转换为有用能。这些技术直接和间接地使用了太阳能并影响着地球上的各种能源资源。这些资源有大量的能源潜力, 不过, 通常都是分散的, 不便获得, 且大部分具有间歇性和明显的区域差异性。这些特性带来了技术和经济方面的挑战。近年来, 工艺方面取得了重大进展, 产品效率提高, 降低了收集和转换能量所需的初始和维护成本, 改善了可再生能源系统的可靠性和实用性[7]。
可再生能源和节能技术中化石燃料燃烧的有害污染物排放以及当前与之相关的环境问题有两个可能的解决方案。许多国家认为今天的太阳能、风能和其它可再生能源技术, 是未来清洁能源的关键技术。可以预期可再生能源系统将对环境、经济和政治问题等方面产生有益的影响[7]。可再生能源系统的安装和运行所带来的效益可以分为三个类别:节能、提供新的就业机会以及减少环境污染。而最重要的是减少环境污染[8], 这是通过电和常规能源替代减少的排放来实现的。环境空气污染物的最重要的影响是对公共卫生、农业、建筑和历史古迹以及对森林和生态系统的影响[9]。对于农作物这样的贸易品, 容易衡量其经济性影响, 但对于人类卫生生态系统的非贸易品的时候, 就比较复杂了。本文论述了热虹吸太阳能热水系统, 都是很受欢迎的系统, 在许多国家有良好使用潜力, 如地中海国家。研究了家用系统的系统充分考虑其对进行能源性能、经济和环境的影响。
2 工作原理与热性能
热虹吸太阳能热水系统或自然循环太阳能热水系统 (也称为被动系统) 是使用最广泛的。太阳能收集和利用技术研究设备 (图1) 。其目的是供应热水, 供家庭使用的是基于自然循环或热虹吸原理。它由收集器、储罐和连接的管道构成, 供应温度约60度的热水。热虹吸系统加热自来水或热媒流体, 将其从收集器运到储箱时采用自然对流。水受热膨胀, 密度减小, 热水上浮, 冷水下沉, 产生热虹吸。只要日照充足, 循环即可连续。由于驱动力只是热水与冷水之间很小的密度差, 所以必须使管内摩擦最小化。若要考虑到一天内太阳辐射水平低, 储存罐大小通常设计为可以容纳约两天供应热水。应注意的是通过收集器的水流是转到用户的饮用水和淡水进口, 以免打破底部附近储罐中水的分层, 通过的热水使用连接线必须防止热损失、绝缘和倾斜, 防止影响流通的气泡的形成。在夜间, 或只要收集器凉下来, 热虹吸的方向将发生逆转, 储箱里的水因此比冷却的存水多, 除非收集器的顶部远低于 (约30厘米) 底部的储罐[10]。
热虹吸太阳能系统的大小取决于天气情况和热水需求。集热面积主要根据每日的热水需求变化来确定, 从一个地方到另一个地方根据当地风俗习惯和生活方式各有不同, 通常大约30升/人/天。良好环境中运行的典型装置, 通常由于面积在2.5和4平方米之间的两块平板太阳能集热器组成, 储罐容量在150和180升之间。辅助电浸入式加热器和热交换器, 为辅助的集中供热热水生产, 用于冬季日照不足时。这种系统涵盖的四人家庭热水需求占80%左右。平板收集器通常是适合永久固定的位置, 并因此倾斜的收集器主要考虑的是热水使用的主要季节。全年使用时, 集热器倾角为当地纬度加5度。在北半球, 收集器正南放置 (方位角=0) , 但向东或向西偏移几度对其性能影响不大[10]。太阳能热水系统的整体的日常系统效率是30%~40%, 收集器出口和进口之间的温差约10℃。储罐可水平或垂直放置, 虽然卧式的减少了分层, 但卧式罐直径大于500毫米, 相比于立式储罐, 损失很小。热虹吸系统的主要缺点是放置位置较高, 不够美观。通常情况下, 此外, 较硬的水或酸性水会引起水垢沉积, 阻塞或腐蚀吸收器流体通路。对于直接式系统, 压力大于工作压力时, 须装减压阀保证安全。本文研究的系统采用平板集热器, 是目前最常用的收集器类型。集热器的瞬时效率以下公式给出:
式中△T表示收集器入口 (Ti) 和出口 (Ta) 的温度差, 即= (Ti-Ta) 、Gt是总辐射。储罐很好的隔热, 以减少对环境的散热、加热辅助能源与水换热器的热损失。辅助能源可采用电力或柴油。柴油适用于集中供热锅炉的情况下, 供应整幢房子的供暖需求而不是只用作太阳能系统辅助装置。如果存储池里的水温度超过所需的温度, 就可以通过混合达到需要的温度, 实际中由用户通过水龙头来操作。夏季的消费量偏高。但是, 在此期间, 热水的温度要求不高于冬季。因此, 年需求基本稳定。
3 经济与环保效益
该系统显示了极具前途的经济性:采用电辅助的系统投资回收期为2.7年, 采用柴油辅助的系统投资回收期4.5年, 节约辅助柴油燃料1056欧元从结果还能证明, 通过使用太阳能, 避免了大量的温室气体污染。采用电力或柴油辅助的系统相对于传统系统节约了约有70%的电力或柴油备份。对面向生命周期评估的系统, 使用和安装太阳能系统的能量被收回约需要13个月, 而排放回收时间产生的能量、所需制造和安装系统的时间从几个月到3.2年不等, 根据系统的生命周期评价, 制造和安装太阳能系统的能耗需13个月的回收期, 因产品形式而异。此可以得出结论, 热虹吸太阳能热力系统有显著的环保作用, 为实现可持续发展, 应尽可能在实际中推广应用。
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