热防护材料范文

热防护材料范文（精选8篇）

热防护材料 第1篇

文献[3—6]利用理论计算获取了多种热防护材料的导热系数, 但是计算过程较为复杂;文献[2—14]应用不同的稳态法对多种热防护材料进行了试样平均温度低于1 000℃的导热系数试验测试。但是对于内部高孔隙率特征明显的热防护材料而言, GB/T 10295—2008指出:“通过测量热流、温差及厚度尺寸, 利用稳态Fourier导热公式计算得到的材料传热性质 (导热系数或有效导热系数) , 可能并不是材料自身固有特性。因为它很大程度上可能取决于测试条件例如试验过程中材料试样热、冷面温差大小”。因此很多试验标准对热防护材料导热系数测试温差进行了规定:GJB 329—87规定测试温差应控制在10~50℃;GB/T 10295—2008建议温差控制在5~10℃;ASTM相关标准规定该温差应不大于25℃。文献[2—14]研究过程中由于多种因素导致热防护材料高温导热系数测试温差均大于试验标准规定的温差, 例如文献[14]的最大测试温差达到了900℃左右。在如此大的测试温差条件下如果仍然沿用传统的Fourier导热计算公式获取导热系数, 势必造成较大的误差, 然而大温差测试条件又是热防护材料高温导热系数实际试验过程中最容易实现的。因此适用于大温差测试条件的热防护材料高温导热系数测算方法成为了工程上迫切需要解决的问题。

通过热防护材料导热系数简要理论分析及传统稳态法试验原理数学推导, 说明了热防护材料导热系数物理本质、试验温差对热防护材料导热系数测试的重要性以及传统试验方法在测试热防护材料高温导热系数时的技术局限性, 并创新提出了两种适用于大温差测试条件的热防护材料高温导热系数试验原理或方法。

1 热防护材料导热系数理论分析

对热防护材料导热系数进行理论分析, 有助于了解热防护材料导热物理本质和对试验测试结果的理解。因此在参考相关研究的基础上, 以典型热防护材料—陶瓷纤维隔热材料为例, 进行简要理论分析如下。

实际服役过程中的高孔隙率热防护材料内部传热机制是固相/气相介质导热、热辐射及自然对流的耦合。在多数情况下热防护材料内部孔隙的几何尺寸非常小, 通常可忽略自然对流。因此热防护材料导热系数一般由三部分构成[14]:固相介质等效导热系数ks、气相介质等效导热系数kg及热辐射等效导热系kr, 即

式 (1) 中

式 (2) ~式 (4) 中相关参数与固相介质 (陶瓷纤维) 温度、直径、纤维排布状态以及热防护材料内部孔隙几何尺寸、纤维间接触状况等有较大关系, 具体物理意义及测算方法, 见文献[2、4、14]。

由上面分析可以看出, 采用理论计算的方式去获取热防护材料导热系数, 需要确定较多的宏/微观参数, 而这些参数的确定并非易事, 因此试验测试成为了目前获取热防护材料导热系数的主要途径。同时, 简要理论分析表明热防护材料导系数物理本质是多种传热机制耦合作用下表征热防护材料宏观传热性能的当量参数, 是热防护材料内部热辐射等效导热系数、气相介质等效导热系数以及固相介质等效导热系数的叠加, 并非材料固有属性。

2 测试温差的重要性

通过研究传统热流计法导热系数试验原理, 来阐述测试温差的重要性以及在测试热防护材料高温导热系数时的局限性, 得出的相关结论也适用于其他稳态法。

热防护材料导热系数尽管与温度呈高度非线性关系, 但是在较小的温度区间例如图1中的[TC, TH]区间, 导热系数与温度的关系可以近似为线性关系, 即导热系数可以表示为如下表达式

式 (5) 中k为热防护材料导热系数, A、B为待定常数。

Fourier导热定律可以表示为

式 (6) 中q为传过热防护材料厚度方向的热流。

导热系数测试过程中热防护材料试样的热、冷面边界条件可以表示为

式 (8) 中L为热防护材料试样厚度, TH、TC分别为试验过程中热防护材料试样热、冷面温度。联立式 (5) ~式 (8) , 可得

比较式 (5) 与式 (9) 可知:TH-q LTC即为导热系数计算公式, 即

而且式 (10) 得出的导热系数k对应温度为 (TH+TC) /2即热防护材料试样的平均温度。

利用式 (10) 测试热防护材料导热系数的试验原理典型示意图如图2所示。实际试验过程中利用可控的辐射加热器, 使材料试样热面 (图2中与匀热板紧密贴合的材料试样表面) 温度维持在TH;在材料试样自身隔热及水冷板主动冷却作用下材料试样冷面 (图2中与匀热板紧密贴合的材料试样表面) 温度维持在TC;材料试样的热面温度TH、冷面温度TC分别由匀热板、水冷板上若干温度传感器测量值进行平均计算获得;热流q由水冷板上的若干热流传感器测量值进行平均计算获得, 然后结合材料试样厚度L以及式 (10) 就可获取热防护材料的导热系数。

由上述导热系数计算公式推导过程可知, 利用式 (10) 进行导热系数计算的前提是温度区间[TC, TH]跨度应较小即试验过程中试样热、冷面温差ΔT=TH-TC应较小。上述导热系数计算公式推导过程可以看作是前文所述相关试验标准对测试温差条件规定的理论依据。由此看出导热系数试验过程中测试温差条件的重要性。

对于热防护材料较低温度的导热系数测试, 例如令图2中的TH=50℃、TC=30℃, 当传热状况达到稳态时即可测试出相应的热流密度q, 然后利用式 (10) 即可得出温度为 (TH+TC) /2=40℃的导热系数, 因为热、冷面温差仅为ΔT=TH-TC=20℃符合式 (10) 应用的小温差前提或相关试验标准要求。但是对于较高温度的导热系数测试, 例如需要获取 (TH+TC) /2=1 000℃的热防护材料导热系数, 如果按照GJB329—87标准进行试验, 则需要令图2中的材料试样热、冷面温差控制在50℃以内, 如令TH=1 025℃、TC=975℃。尽管利用常规的石英灯辐射加热器即可把材料试样的热面TH加热到1 025℃, 但是令材料试样的冷面维持在975℃较为困难, 而且与材料试样冷面紧密贴合接触的热流传感器工作温度上限一般较低, 也限制了材料试样冷面温度上限。所以在测试热防护材料高温导热系数时经常出现的现象是材料试样热面温度较高 (TH>1 000℃) , 但是材料试样冷面温度一般较低 (TC<100℃) , 一方面这种大温差测试条件将导致材料试样平均温度 (TH+TC) /2较低, 另一方面这种大温差测试条件不满足应用式 (10) 的前提或者说在大温差测试条件下利用式 (10) 计算的值并不是热防护材料导热系数, 而是导热系数在TC、TH范围内的积分平均值 (很多相关研究忽略了这点, 即使在大温差测试条件下仍然用式 (10) 进行导热系数测算) , 简要证明如下:结合热边界条件式 (7) 和式 (8) , 对式 (6) 进行分离变量积分求解可得

由式 (11) 可知, q L/ (TH-TC) 是导热系数k在TC、TH范围内的积分平均值。由于在上述推导过程中未做任何假设, 因此温差ΔT=TH-TC较小或较大式 (11) 都成立。但式 (5) ~式 (8) 的推导过程表明, 只有在小温差测试条件下利用式 (10) 中的q L/ (TH-TC) 得出的值才是导热系数k;如果温差较大, 由式 (11) 可知, 利用式 (10) 中的q L/ (TH-TC) 得出的值仅是导热系数k在TC、TH范围内的积分平均值。

由以上分析可看出:利用传统的热流计法进行导热系数试验时, 需要使材料试样的热、冷面温差尽量小即小温差测试条件要求。如果在不满足小温差测试条件仍用类似式 (10) 的公式进行导热系数计算, 得到结果只能是导热系数在热、冷面温度之间的积分平均值, 而非热防护材料真实导热系数。目前在测试热防护材料高温导热系数时满足试验标准规定的小温差测试条件是困难的 (热流计耐温极限较低、冷面温度不易达到高温等) , 这也是传统稳态法在测试热防护材料高温导热系数时的技术局限性。针对该问题提出了大温差测试条件下导热系数试验原理或方法, 可以实现热防护材料高温导热系数测试。

3 导热系数试验新方法

3.1 均匀温度层虚拟引入法

尽管热防护材料内部微观结构极其不均匀, 使得热防护材料试样在进行稳态传热试验时, 材料内部将出现微观不均匀的温度层, 但是宏观上材料内部可以看作是连续不间断的均匀温度层, 即处于温度区间为[TC, TH]的材料试样内部存在N个均匀温度层 (温度分层特征明显如图3) 使得

且总存在一个均匀温度层TN, 满足

式 (13) 中T0是相关标准规定的试验温差限定值。在考虑各项试验标准对测试温差要求的基础上, 并结合多次实际试验情况及热流传感器灵敏度等因素, 现在认为对于热防护材料高温导热系数测试, 一般T0=50℃即可满足工程要求。

图3中的A部分区域是小温差区, 满足应用式 (10) 求解导热系数的前提条件, 即图3中A部分区域导热系数可以根据以下公式求解

式 (14) 获取的导热系数对应温度为 (TH+TN) /2, 而非 (TH+TC) /2。该式中难以确定的量就是图3中的δ即均匀温度层TN与热防护材料试样热面的垂直距离。针对δ值确定, 现给出以下求解步骤。

第一步:令热防护材料试样热面温度为TH、冷面温度为TC, 进行稳态传热试验, 利用热流计测试出稳态热流q1, 同时结合式 (11) 可以针对处于[TC, TN]区间的热防护材料 (图3中B部分) 建立如下方程

第二步:令热防护材料试样热面温度为TN, 冷面温度为TC, 进行第二次稳态传热试验, 利用热流计可以测试出此次热流密度为q2, 并结合式 (11) 针对热防护材料试样可以建立如下方程

联立式 (15) 与式 (16) , 可得

将式 (17) 代入式 (14) , 可得热防护材料导热系数的最终计算表达式为

同时需要说明的是, 应用式 (18) 时要考虑式 (13) 限制条件。

由以上分析可知, 利用提出的均匀温度层虚拟引入法, 可以在热防护材料试样总体大温差测试条件下通过求解热防护材料试样内部局部小温差高温区导热系数, 来最终获取热防护材料高温导热系数。

3.2 非线性关系直接假设法

文献[15]详细给出了多种典型热防护材料:Q-Felt、AFRSI、LI-900、AETB-12、Saffil及Cerrachrome等在不同气压环境下、不同温度下的导热系数数据。其中针对Saffil热防护材料更是给出了温度高达1 600℃的导热系数数据。对这些数据进行统计分析表明:大多数热防护材料的导热系数与温度的非线性关系都可以用一元三阶多项式描述, 即:

式 (19) 中A0、A1、A2及A3是与材料自身特性有关的待定常数。例如根据文献[15]给出的常压下不同温度的Saffil导热系数数据点, 利用三阶多项式进行拟合可得

而且反映拟合函数与原始数据相关性的R2值高达0.999 6 (最大值为1) , 表明拟合函数与原始数据的相关性程度非常高, 满足工程要求。同时, ASTM相关标准也提到:对于低导热特征明显的热防护类材料, 其导热系数与温度关系可以用一元三阶多项式 (19) 描述。

将式 (19) 直接代入与试验温差无关的式 (11) , 并结合热边界条件式 (7) 和式 (8) 可得

式 (20) 可知, 理论上通过调整4次TH值, 进行4次稳态传热试验, 得出4组相应的q、TC值, 就可建立4个方程, 从而求出4个待定常数A0、A1、A2及A3的值, 最终得到导热系数与温度的关系表达式, 而且式 (20) 等号左边不对温差条件进行限制, 因此可以在容易实现的大温差测试条件下进行相应测算。为了提高该方法的准确性, 在选取TH值时应尽可能接近所需要的温度值。例如需求1 000℃的材料导热系数, 选取的4个TH值中至少应有一个值为1 000℃或大于1 000℃。如果需要某一特定温度段的导热系数, 比如需要500~1 000℃之间的材料导热系数, 那么4个TH值建议选取为500℃、1 000℃以及介于500℃与1 000℃之间的2个数据。同时, 需要说明的是本方法不是利用低温导热系数进行高温导热系数简单外推, 而是在掌握大温差测试条件下热防护材料高温传热相关数据的基础上通过确定所假设的函数待定常数来最终获取热防护材料高温导热系数, 并且假设的函数形式是统计分析得出的结论以及ASTM相关标准认可的。

3.3 两种试验方法比较

均匀温度层虚拟引入法需要进行两次稳态传热试验, 才可以获取一个高温导热系数, 而且选取的TN与TH较为接近, 进行第2次稳态传热试验时测得的q2可能与第1次传热试验获取的q1相差很小, 所以测试热流密度的传感器需要较高的灵敏度。同时, 为了使两次稳态传热试验中的TC保证一致, 需要根据试验状况调整图2中水冷板的冷却能力。因为如果两次稳态传热试验中的TC不一致, 则在联立式 (15) 和式 (16) 时, 无法获取图3中A部分的厚度δ, 最终导致均匀温度层虚拟引入法无法实施。同时, 均匀温度层虚拟引入法仅适合微观不均匀但宏观均匀的热防护材料, 因此不适合内置热反射箔的多层隔热材料 (IMI) 。均匀温度层虚拟引入法最大的优点是不需要预先假设导热系数与温度的函数关系形式, 因此测试结果的准确度相对有保证, 但是可能需要进行较多的试验才能得到温度与导热系数的关系曲线。

非线性关系直接假设法理论上通过4次稳态传热试验即可获取温度与导热系数的关系曲线, 而且不需要保证4次试验中的TC完全一致, 但是唯一的不足是需要预先假设温度与导热系数的函数关系形式, 如果该关系不符合所测材料的实际特征, 将导致偏差较大的测试结果, 尽管大多数热防护材料导热系数与温度关系是符合式 (19) 特征的。

在实际导热系数测试过程中, 应根据经验对热防护材料特征进行初步判断, 然后考虑导热系数测试温度需求以及测试数量来选取相应的试验方法。当然, 两种试验方法也可同时应用, 选取两组数据的平均值作为最终结果。

4 结论

热防护材料导系数物理本质是多种传热机制耦合作用下表征宏观传热性能的当量参数, 并非材料自身固有特性;测试温差对基于传统稳态法的热防护材料导热系数测试有重要影响。在利用传统稳态法进行热防护材料导热系数测试时, 要特别注意热防护材料试样热、冷面间的温差控制, 在条件允许的情况下该测试温差应尽可能的小;基于热防护材料内部温度分层特征以及热防护材料导热系数与温度非线性关系的一元三阶多项式假设, 提出并证明了两种适用于大温差测试条件的热防护材料高温导热系数试验方法。

下一步的工作主要是利用提出的试验方法对典型热防护材料进行高温导热系数测试, 并对测试精度进行评估。

摘要：热防护材料高温导热系数是进行高超声速飞行器设计不可或缺的参数。通过热防护材料导热系数理论分析以及传统稳态法试验原理数学推导, 说明了热防护材料导热系数物理本质。探讨了试验温差对热防护材料导热系数测试的重要性和传统稳态法在测试热防护材料高温导热系数时的技术局限性。基于热防护材料内部温度分层特征以及导热系数-温度非线性关系函数形式直接假设, 提出并分析证明了两种适用于大温差测试条件的热防护材料高温导热系数试验方法。对热防护材料高温导热系数获取有重要的参考价值。

姿控发动机热防护研究 第2篇

姿控发动机热防护研究

经分析,某运载火箭定向姿控发动机所在环境的主要热源为游机喷管辐射、游机燃气羽流辐射、涡轮废气管辐射等.计算得出各受热危险部位所接受的辐射热流,依据热流值提出了对辐射热流较大的`地方采取隔热材料包覆的热防护方案.并对热防护方案进行数值仿真和试验验证.试验值与仿真结果接近.

作 者：张忠利 Zhang Zhongli  作者单位：西安航天动力研究所,陕西,西安,710100 刊 名：火箭推进 英文刊名：JOURNAL OF ROCKET PROPULSION 年，卷(期)： 34(3) 分类号：V434 关键词：姿控发动机   热防护   数值仿真  

热防护材料 第3篇

目前国内检测围护结构传热系数通常采用标定和防护热箱法、热流计法、红外热像仪法等。按检测场所不同又分为现场检测和实验室检测, 实验室检测采用防护热箱法和标定热箱法, 按GB/T13475-2008《绝热稳态传热性质的测定标定和防护热箱法》标准执行。现场检测传系数通常采用热流计法, 按JGJ132-2001《采暖居住建筑节能检验标准》进行。本文结合检测标准GB/T13475—2008《绝热稳态传热性质的测定标定和防护热箱法》要求和检测工作中总结的经验, 对防护热箱法检测墙体材料传热系数从试件制作、试件状态调节、试件安装、检测条件及检测周期控制等方面进行分析探讨, 并提出建议。

1 防护热箱法检测原理

传热系数是指在稳态传热条件下, 围护结构两侧空气温度差为1K时, 单位时间内通过单位面积传递的热量, 单位为W/ (m2·K) 。传热系数是衡量围护结构节能水平优劣的一项重要指标, 传热系数越大, 则围护结构的节能水平越低, 能耗损失越大。反之, 则围护结构的节能水平越高, 能耗损失越小。

防护热箱法检测原理是将试件放置在已知环境温度的热室与冷室之间, 在稳定状态下测量空气温度与事件表面温度以及输入热室的功率, 由这些测量数值计算出试件的传热系数。防护热箱法的计量箱被防护箱围绕, 控制防护箱的环境温度, 使试件内的不平衡热流量Φ2和流过计量箱壁的热流量Φ3减至最小, 理想状态是装置内安装一个匀质试件, 使计量箱内部与外部的温度均匀一致, 而且冷侧温度与表面换热系数均匀一致, 此时计量箱内外空气温度的平衡意味着试件表面温度的平衡, 即Φ2=Φ3=0, 穿过试件的总热流量等于输入计量箱的热量。

试件传热系数U值按照下列公式计算。

式中Φ1—通过试件的热流量, W;

A—垂直于热流的试件面积, m2;

Tni—热侧环境温度, ;

Tne—冷侧环境温度, K;

Φp—总输入功率, W;

Φ2—不平衡热流量, W;

Φ3—通过计量箱壁的热流量, W。

2 防护热箱法检测墙体材料传热系数相关问题

2.1 试件制作

目前国内墙体材料传热系数检测绝大多数是按现行标准GB/T13475-2008《绝热稳态热传递性质的测定标定和防护热箱法》的规定进行, 检测由墙体材料块材与砌筑砂浆组成一片墙体试件的传热系数。砌筑砂浆作为墙体不可缺少的组成部分, 不仅起到粘结和传递荷载的作用, 还直接影响到墙体的热工性能。GB50411-2007《建筑节能工程施工质量验收规范》中4.2.11条规定:保温砌块砌筑的墙体, 应采用具有保温功能的砂浆砌筑。如果采用普通水泥砂浆砌筑, 由于普通砂浆的保温隔热性能相比保温砌块差, 因而极易在灰缝处形成热桥, 尽管灰缝所占面积比例不大, 但灰缝大小对传热系数检测结果的影响应引起重视。

为探讨砌筑砂浆及其灰缝厚度对墙体传热系数检测结果的影响, 制作4个不同砌筑砂浆和不同灰缝厚度的蒸压加气混凝土砌块墙体试件, 砌筑时保证灰缝横平竖直、均匀饱满, 试件表面不抹面, 试件砌筑完成后放置在温度为20±5℃的实验室内养护28 d, 进行传热系数检测, 测试结果见表1。

从测试结果可以看出:保温砂浆砌筑的墙体传热系数比普通水泥砂浆砌筑的墙体传热系数小, 这是因为保温砂浆的导热系数比普通水泥砂浆的导热系数小;对于保温砂浆砌筑的墙体试件, 其灰缝厚度越大, 相应的墙体传热系数越小, 对于普通水泥砂浆, 灰缝厚度越大, 其面积占有率越大, 相应墙体传热系数越大。

2.2 试件状态调节

由于大部分墙体材料属于含湿多孔材料, 其所含湿分直接影响墙体材料的保温隔热性能。并且在砌筑过程中一般要进行湿润处理, 使得检测试件制作完成后的含水率比较高, 试件内的水分在短时间内又很难自然蒸发掉的, 特别是对于多孔吸水率较大的墙体材料, 如目前大量使用的蒸压加气混凝土砌块, 其的初始含水率高达35%以上, 内部的水分更难以自然蒸发。而GB/T13475-2008《绝热稳态热传递性质的测定标定和防护热箱法》中未规定标准统一的试验前状态调节方法, 只是作为最低要求应该说明状态调节的方法。为分析试件的含湿量对测试结果的影响, 分别使用蒸压加气混凝土砌块、烧结空心砌块、轻集料混凝土小型空心砌块三种墙体材料, 用普通水泥砂浆砌筑, 砂浆灰缝控制在8 mm~10 mm, 制作3个墙体试件。将三个试件放置在温度为20±5℃的实验室内进行状态调节, 分别测试放置14 d、28 d、42 d、56 d后试件的传热系数, 测试结果见表2。状态调节时间和传热系数的关系见图1。

从表2所示结果可以看出:编号A-200试件传热系数从14 d的1.182 W/ (m2·K) 逐渐减小到56 d的0.923 W/ (m2·K) , 56 d较14 d传热系数降低21.9%;编号B-190试件传热系数从14 d的1.536 W/ (m2·K) 逐渐减小到56 d的1.361 W/ (m2·K) , 56 d较14 d传热系数降低11.4%;编号C-90试件传热系数从14 d的2.025 W/ (m2·K) 逐渐减小到56 d的1.765 W/ (m2·K) , 56 d较14 d传热系数降低12.8%。从图1也可以看出, 随着状态调节时间的增长, 三个试件的传热系数检测结果都是逐渐从大变小。由此可见, 试件含湿量大小对于传热系数检测结果有显著的影响, 不同的调节状态下含湿量不同, 检测出的传热系数结果也不一样, 试件的状态调节时间越长, 含湿量越小, 传热系数检测结果越接近理论计算值。

目前全国各个气候区节能标准都对本地区的围护结构的传热系数给出一个具体限值指标, 该指标是基于墙体在干燥状态下测试的结果, 未考虑含水率的影响。由于各地环境条件差异较大, 要使试件在自然养护条件下达到干燥状态, 所需要的时间非常长, 造成检测周期过长, 不利于节能验收和工程质量控制。因此建议对墙体试件进行人工调节, 尽量将被测试的墙体试件调至干燥状态, 使检测结果更加接近理论计算值。

2.3 试件安装

试件的安装是传热系数检测中的重要环节, 安装质量的好坏直接影响检测结果的准确与否。试件安装时应使设备与试件周边密封好, 不让空气或湿分从边缘进入试件, 热量也不从热的一侧传到冷的一侧。试件与试件框之间的缝隙可采用高热阻值材料如单组分聚氨酯发泡剂等进行充分密封。

为了使计量箱上的鼻锥带能够充分隔绝计量箱内外侧的空气流通, 处于热箱侧的试件表面应平整, 且需保证鼻锥带与试件表面充分均匀接触。如果试件表面不平整, 在与计量箱周边密封接触的区域, 要用砂浆、嵌缝材料等材料填平, 确保计量箱与防护箱之间的气密性。

为获得准确的温度, 测量空气温度和试件表面温度的温度传感器应均匀分布在试件的计量区域上, 并且热侧和冷侧相互对应布置。温度传感器表面应用防止热辐射的铝箔纸覆盖, 特别是冷室里的温度传感器, 由于冷凝水的影响, 温度传感器在检测过程中极易脱落, 导致最终采集到的温度不是被测部位的真实温度, 从而影响到传热系数的准确性。

2.4 检测条件及检测周期的控制

2.4.1 检测条件选择

GB/T13475—2008《绝热稳态热传递性质的测定标定和防护热箱法》标准中规定测试条件的选择应考虑最终的使用条件和对准确度的影响, 通常建筑应用中平均温度一般在10℃~20℃, 最小温差20℃, 并根据试验目的调节热、冷侧的空气流速。因此, 冷箱气温可设定为-10.0℃, 计量热箱气温设定为30.0℃~35.0℃, 防护热箱的气温设定与计量热箱气温一致, 计量热箱的空气流速可采用自然对流形式, 冷箱空气流速宜控制距离试件冷表面50 mm处的平均风速为3.0 m/s。

2.4.2 检测周期的控制

对于稳态法试验, 达到稳态所需要的时间取决于试件的热阻和热容量、表面系数、试件中存在的湿气重分布、检测设备自动控制器的性能等因素, 不同墙体墙体材料试件达到稳态传热的时间是不同的, 但多数情况下其达到稳定的时间都需要持续24 h以上。判断传热是否会达到平衡状态, 应至少在两个3 h的测量周期内 (12次的数据采集结果) 其热功率、温度差、传热系数计算值的偏差值小于1%, 且不是单方向变化, 这才表明传热已经趋于稳定状态。对于高热组或高质量或两者具备的试件, 应延长检测时间。

3 结论与建议

墙体材料传热系数检测较为复杂, 影响检测准确度的因素较多, 要严格按照标准要求处理好检测过程中的各个环节, 只有这样才能得出一个准确的结果。同时检测人员应加强对标准规范的理解学习, 不断积累检测经验。

砌筑砂浆的种类和灰缝大小对传热系数检测结果会产生一定影响, 在检测报告上, 对单位砌体面积上砌筑灰缝所占面积之比例、采用何种砌筑砂浆、砂浆本身的热物理性能予以说明。

含湿量对墙体材料传热系数的检测结果影响极大, 控制试件的含湿量显得极为重要。为缩短检测周期, 减少检测误差, 应加强试件状态调节, 尽量将被测试的试件调节至干燥状态下进行检测。

参考文献

[1]GB/T13475—2008, 绝热稳态传热性质的测定标定和防护热箱法[S].

[2]GB50411-2007, 建筑节能工程施工质量验收规范[S].

材料腐蚀与防护 第4篇

姓 名：王 俊 专 业：材料物理 学号：1320122111

航空材料的腐蚀与防护

摘要：材料腐蚀的概念和研究材料腐蚀的重要性，航空材料的分类和演变，航空材料腐蚀防护技术的历史和现状特点，航空材料腐蚀现象及其机理，腐蚀对航空材料的影响，解决航空材料腐蚀问题及其防护与治理。

关键词：航空材，腐蚀，防护。前言

金属和它所在的环境介质之间发生化学、电化学或物理作用，引起金属的变质和破坏，称为金属腐蚀。随着非金属材料的发展，其失效现象也越来越引起人们的重视。因此腐蚀科学家们主张把腐蚀的定义扩展到所有材料，定义为：腐蚀是材料由于环境的作用而引起的破坏和变质。

腐蚀现象在人们在社会生产及使用到的各种材料中都普遍存在，由于服役环境复杂多变, 不同构成材料相互配合影响, 导致航空材料在飞行器的留空阶段、停放阶段遭受多种不同种类的腐蚀，增加了飞 行器的运营成本，对飞行器的功能完整性和使用安全性造成严重的危害。因此开展航空产品的腐蚀与防护的研究具有明显的经济和社会效益。

1.航空材料的历史与发展

1.1航空材料的概论

航空材料是航空工业主要基础，航空材料与航空技术的关系极为密切，航空航天材料在航空产品发展中具有极其重要的地位和作用.航空材料既是研制生产航空产品的物质保障，又是推动航空产品更新换代的技术基础。1.2.航空材料的分类 航空材料有不同的分类方式。按成份可分为四大类: 

1）金属材料:铝合金、镁合金、钛合金、钢、高温合金、粉末冶金合金等。

2）无机非金属材料:玻璃、陶瓷等。

3）高分子材料:透明材料、胶粘剂、橡胶及密封剂、涂料、工程塑料等。

4）先进复合材料:聚合物基复合材料、金属基复合材料、无机非金属基复合材料、碳 /碳复合材料等。

按使用功能可分为两大类:结构材料和功能材料。1.3航空材料的演变

早期飞机的结构以木材、蒙布、金属丝绑扎而成，后来又发展为木材与金属的混合结构。到了二十世纪三十年代，随着铝合金材料的发展，全金属承力蒙皮逐渐成为普遍的结构形式。二十世纪三、四十年代，镁合金开始进入航空结构材料的行列。

四、五十年代，不锈钢 成为航空结构材料。到五十年代中期开始出现钛合金，嗣后并被用于飞机的高温部位。二十世纪六十年代，开发出树脂基先进复合材料，后来在树脂基复合材料的基础上又出现了金属基复合材料。现代飞机大量采用新型材料。2.航空材料的不同腐蚀

航空器包括很多不同种类的航空材料，这些材料的种类不同，所处工作环境不同，导致航空材料的腐蚀具有多样性。

2.1环境作用下的电化学腐蚀

电化学腐蚀是一种非常普遍的现象，很多材料物品都会受到其影响。而电位差与电解质溶液就是形成电化学腐蚀的两个基本条件。在飞行器结构中，不同的结构由于承担的功能不同，所使用材料的性质也不同。例如，飞行器的蒙皮多采用具有出色延展性而强度相对较低的铝合金，起落架和龙骨梁则多选用高强度的合金钢。材料不同，它们的电极，如果接触就有可能产生腐蚀的隐患；就算是同种类的材料，由于其内部杂质的存在或其自身就是由不同电极电位多相组成。因此, 构成飞行器的航空材料客观上都存有电化学腐蚀的可能。仅有电极电位差，而没有在电极间传递电荷的电解质溶液, 并不会形成导致腐蚀现象的腐蚀电池，但现实中飞行器的电化学腐蚀现象说明电解质溶液在飞行器中普遍存在。

2.2 承力结构应力腐蚀

材料除受环境作用外还受各种应力作用，因此会导致较单一因素下更严重的腐蚀破坏形式。应力腐蚀是应力和腐蚀环境共同作用下的材料破坏形式。应力腐蚀仅发生在特定的腐蚀环境和材料体系中，其特点是造成此种破坏的静应力远低于材料的屈服强度，断裂形式为没有塑性变形的脆断，且主要由拉应力造成。

以起落架的应力腐蚀为例，飞行器的起落架结构为飞行器的主要受力结构之一，当飞行器处于停放状态时，起落架的轮轴受拉应力作用，可能在相应的腐蚀介质作用下发生应力腐蚀。起落架材质一般为镀铬的高强钢，铬镀层强度高、耐磨但镀层较脆，容易在飞行器起降的交变载荷作用下沿缺陷剥落而失效。

2.3 发动机的高温腐蚀

发动机的主要腐蚀表现形式是高温氧化腐蚀。推力大、效率高、油耗低、寿命长是航空发动机发展趋势。只有对涡轮进口燃气温度进行提升，才能供给出需 要的增压比与流量比，实现提升推力的同时降低油耗。所以发动机涡轮叶片的抗高温腐蚀性能极其关键。对此主要可采取以下几种方法:保障性能前提之下，提高叶片材料本身的熔点及高温抗氧化能力；使用与基体材料亲和力更好、高温性 能更好的抗氧化保护涂层。

2.4 意外腐蚀

飞行器服役中还存在意外腐蚀。这种腐蚀与飞行器的设计、选材及运行环境无关，完全是由人为不当操作造成。比如机上承载强腐蚀性物质，发生泄漏而造成飞行器发生腐蚀。通过编制详细的操作流程与有关部门加强监督管理，并制定相应的强制性规定规范，并由专人进行负责落实便可完全避免人为因素而造成的腐蚀现象。

3.腐蚀机理和测试技术研究

高强度航空材料在力学-环境因素的交互作用下可能会发生应力腐蚀而导致灾难性的事故。因此开展应力腐蚀的测试和研究是腐蚀和防护的一项重要内容。目前已经发展了一些应力腐蚀敏感性的测试标准。这些试验标准在研究新研材料和引进飞机材料的应力腐蚀性能方面发挥了重要作用。另外也有人设计了一些非标准的应力腐蚀试验来模拟试件的服役条件，试验的结果与实际情况符合的较好。由于实际的应力腐蚀往往发生在大气环境中,所以设计了一种便携式拉伸应力腐蚀试验器,用于开展户外大气应力腐蚀的研究。

飞机结构往往由多种材料构成,在一定条件下不同材料的相互接触会导致接触腐蚀和电偶腐蚀。研究者对钢与铝合金和钛合金接触时的电偶腐蚀和防护方法进行研究,得到了很多对实际工程有指导价值的结论。随着复合材料在航空产品上得到应用,复合材料和金属材料接触时所引起的相容性问题开始得到人们的重视,并提出了一些防护措施。现役飞机铝合金构件的主要腐蚀形式是点腐蚀，点蚀形成的蚀坑通常是腐蚀疲劳的裂纹的裂纹源，航空材料的腐蚀疲劳损伤往往是在腐蚀点上的裂纹生成和扩展导致的。点蚀形成现在比较公认的是蚀点内部发生的自催化过程。铝合金材料点蚀形成是一种自发催化闭塞电池作用的结果，蚀点不断向金属深处腐蚀，并使在钝化过程受到抑制，由于闭塞电池的腐蚀电流使周围得到了阴极保护，因而抑制了蚀点周围的全面腐蚀，但是加速了点蚀的迅速发展。随着腐蚀时间的延长，点蚀的深度和表面半径都在不断的增大，相邻的蚀点会相互交错形成更大更深的蚀点。

4.表面强化和防护

4.1 航空发动机高温防护涂层

航空发动机所用的高温防护涂层一般可分成扩散涂层和包覆涂层。目前我国已经发展出多种发动机部件所使用的镍镉扩散涂层、渗Al，Al+Si料浆涂层、Pt-Al涂层、包覆型M、Cr、Al、X涂层、热障涂层、抗氧化防脆化涂层、封严涂层等,部分涂层进入批量生产阶段。MC r A IY 涂层是一种包覆性涂层,它克服了传统铝化物涂层与基体之间互相制约的弱点，进一步提高了发动机材料的抗氧化的能力。随着航空燃气轮机向高流量比、高推重比、高进口温度的方向发展,燃烧室中的燃气温度和压力不断提高,我国开展了热障涂层（thermal barrier coatings,简称TBC s)的研究。热障涂层是由陶瓷隔热面层和金属粘结底层组成的涂层系统。ZrO2 是目前陶瓷隔热面层中研究最多的成分。热循环试验证明柱状晶组织较普通的纤维状组织具有更高的抗热疲劳性能另外我国还开展了纳米陶瓷热障涂层的研究。4.2表面强化

表面强化工艺技术涉及到各种金属材料(钢、铝合金、钛合金、高温合金、金属基复合材料等)，对于不同的晶体结构(面心立方、体心立方、密排六方)有多种不同的强化方法和工艺参教；同时根据航空高强度构件外形的几何形状不同，选择不同工艺参教和前后顺序的搭配方式。但是，所有强化工艺处理后材料都会因为塑性变形引起表层组织结构、残余应力和硬度的梯度以及表面形貌等发生变化，起到降低外加拉应力和应力集中系数的作用，从而对耐磨性和疲劳性能 产生影响。电子束表面处理是利用高能量密度的电子束对材料表面进行加工，是不同于机械加工的一种新型加工方法悄。

12I，其中电子束物理气相沉积以及电子束表面处理等在工业上的应用最为广泛。电子束加工方法起源于德国，经过几十年的 发展，目前全世界已有几千台设备在核工业、航空航天工业、精密加工业及重型 机械等工业部门应用，现已完全被工业部门所接受。电子束表面改性技术是20世纪70年代才发展起来的新技术。电子束表面改性处理包括金属材料的表面淬 火、表面合金化、表面清洗及熔覆、薄极退火，以及半导体材料的退火和掺杂等。目前，电子束表面非晶态处理及冲击淬火等先进处理工艺的研究也已经在世界各国广泛展开。激光冲击强化(Laser Shock Pening，LSP)技术是一种利用激光冲击波对材料表面进行改性，提高材料的抗疲劳、磨损和应力腐蚀等性能的技术。目前激光冲击技术在工程中应用最广泛的领域是合金材料的表面强化，与滚压、喷丸、冷挤压等材料表面强化处理的方法相比，激光冲击强化处理具有非接触，无热影响区和强化效果显著等突出的优点。其原理是当短脉冲(十几纳秒)的高峰值功率密度(大于109W／cm2)的激光辐射金属靶材时，金属表面吸收层吸收激光能量发生爆炸性汽化蒸发，产生高温(大于10000K)、高压(大于1GPa)的等离子体，该等离子体受到约束层约束时产生高强度压力冲击波，作用于金属表面并向内部传播。材料表层就产生应变硬化，残留很大的压应力。激光束经过凸透镜聚焦后，功率密度可以达到1～50 GW／cm2，接着大部分激光能量将被涂层吸收，能量转化成冲击波的形式，透明物质水即所谓限制层，它将基体和基体表面的涂层包覆起来。

5.航空材料的腐蚀与防护的意义

我国的腐蚀和防护研究为我国航空工业的发展做出了应有的贡献,在腐蚀机理和测试、航空发动机高温防护涂层以及表面处理和防护技术等方面都取得了不小成绩。

参考文献

[ 1]《航空材料与腐蚀防护》--------------讲义中国民航大学理学院材料化学教研室------------苏景新

[ 2]《我国航空材料的腐蚀与防护现状与展望》----------蔡健平，陆峰，吴小梅.[3]《航空材料腐蚀疲劳研究进展.腐蚀与防护》-------耿德平，宋庆功。[4] 《TA 15钛合金与铝合金接触腐蚀与防护研究》-------------张晓云，孙志华，汤智慧等 [5]《航空材料的腐蚀问题与防治对策》------------------------------崔坤林.[6]《民机结构外露关键部位涂层加速腐蚀环境谱研究》--------杨洪源，刘文。

消防服用织物热防护性能数值模拟 第5篇

关键词：火焰对流,消防服,热防护性能

消防服是每个消防员进入火场时必配的个人防护装备,对消防员身体起到了综合保护作用。其热防护性能的优劣直接关系消防员的生命安全和身体健康,也关系消防部队灭火作战的效率。因此,国内外相关机构已经出台了多个消防服热防护性能测试的方法与标准。

笔者依据纯对流火焰作用下的消防服传热机理,建立了服装直接接触火焰下的“火焰-服装-皮肤”的系统传热模型,分析了服装接触火焰一侧的传热边界条件,对系统模型进行了数值模拟计算并验证,同时研究了火焰作用下的衣下空气层厚度对消防服装的热防护性能影响,得到84 kW/m2火焰热流下的空气层临界值。

1 模型描述

火灾下,消防员穿着的消防服装遇到强热流后,其外层表面首先被加热,达到一定温度后开始发生热解,析出挥发分气体,同时生成焦炭;随着热量从外层向多孔织物内部的传递,热扰动不断地深入到织物内部。随着加热的进行,当织物外层已经处于高温炭化区时,其内部才刚开始发生热解,或仅是温度的升高。因此,在构建火焰中消防服传热模型时,需考虑织物受热分解过程,尤其是经阻燃处理的纤维素纤维织物,如阻燃棉、阻燃粘胶织物。织物已热解部分密度ρd可以用热解残留物炭的密度ρc和正在热解部分的密度ρi表示,见式(1)。

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热解反应速率可用Arrhenius方程描述,见式(2)。

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式中:n为反应指数;Ei为反应活化能;A为指前因子。

综合式(1)、式(2),可得式(3)。

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热解气体的质量Mg守恒方程可由式(4)确定。

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根据上述分析,结合Torvi的防护服传热模型及Yang的热解反应模型,笔者提出织物在火焰下的一维热解传热模型方程,见式(5)。

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式中:ρd∫undefinedCpcdT=ρi∫undefinedCpidT+ρg∫undefinedCpgdT ,下标g表示气体;Q为织物热解反应热;γqrade-γx为渗透到织物内部的辐射热流量,γ可由织物透过率τ确定,见式(6)。

γ=ln(τ)/Lf (6)

式中:Lf为织物的厚度。

纯火焰下模型方程外侧边界条件与纯辐射下的模型方程外边侧条件不同,它的确定也就是如何测定火焰与服装之间的换热量q,是个相当复杂的过程,换热量q实际上由火焰对织物辐射热qrad和火焰对流热qconv两部分组成,其中辐射热qrad可由式(7)确定。

qrad=σεg(Tundefined-Tundefined)-σεfFfad-amb(1-εg)(Tundefined-Tundefined) (7)

火焰对流热qconv符合式(8)所表达的关系。

qconv=hs(Tg-Tf) (8)

式中:σ为斯蒂芬-玻尔兹曼常数;εg和εf为热燃气(丙烷气)及织物的辐射系数;Ffab-amb为织物向外辐射的辐射角系数;Tg 、Tf以及Tamb分别为丙烷燃气、织物表面以及火灾环境温度;hs为火焰与织物的对热换热系数。

为简化边界条件,传递到织物表面总热流量(含辐射热qrad和对流热qconv)可通过裸露的皮肤热流传感器进行间接测试评价,因此织物外边界条件可简化为式(9)。

(qconv+qrad)=hs(Tg-Tf)+hq(Tg-Tf)

=hemp(Tg-Tf) (9)

式中:hq为辐射传热系数;hemp为织物与火焰之间的总传热系数,一般为试验确定值。

织物与传感器之间的空气层换热系数hgap可看作是空气层厚度与其温度的函数,符合式(10)所表达的关系。

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式中:λair(T)为空气的导热系数;Lair为空气层的厚度;Nu为Nusselt数,其计算依赖于Rayleigh(GrPr)数的大小,根据对流流态的不同,它们之间符合对流经验关系,对流流态为层流时,见式(11)。

Nu=0.59(GrPr)1/4 104

对流流态为紊流时,见式(12)。

Nu=0.13(GrPr)1/3Ra>109 (12)

根据傅立叶定律,铜片热流计传热模型采用了一维热传导方程,见式(13)所示。

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式中:λc、cc 和ρc分别为铜片热流计的导热系数、比热容和密度。实验开始前,假定铜片的内外温度一致,都为铜片的初始温度Ti。

笔者采用有限差分法对系统传热方程求解,在整个求解面料区域内建立有限数目的网格,将温度场各微分方程变换为节点方程,由于微分方程中辐射吸收的非线性项,故采用高斯-塞德尔点对点迭代法将非线性消除,求解过程中结合使用下松弛过程来避免解的偏离。

2 试 验

2.1 试验设备

模型验证所用试验装置为FPT-30A型号火焰防护性能评价试验机,如图1所示。该设备测试原理见国际标准ISO 9151,在构成防护服、消防服的面料或其他材料所制成的试样下侧,加以具有一定热量密度的(如:84 kW/m2)火焰。通过试样上侧安装的热量计测出接触火焰后热量计温度分别升高12、24 ℃所需要的时间,从而对材料的隔热防护性能进行评价。

测试所用试样规格为140 mm140 mm,每种材料应最少进行3片试样的测试。测试开始前,试样应放置在标准环境下(温度(21±1) ℃,湿度65%±2%)进行调湿24 h,使之达到恒定状态,再将试样放置于密闭容器内放置3 min,然后开始进行试验。

2.2 确定火焰换热系数hemp

为了获得火焰与服装之间的传热系数,笔者将两只传感器中的一只进行银色涂层,这样涂银传感器仅能测量到对流换热量qconv,而另一只固有的黑色涂层传感器不仅能测试对流换热量qconv,还能测量辐射换热量qrad,从而可以单独确定对流换热量和辐射换热量,运用热量的试验数据、传感器表面温度以及热源火焰温度,可以通过式(14)确定火焰换热系数。

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式中:hi为时间为ti时的传热系数;qexp,i为时间为ti时刻热流量值;Tf为火焰温度;Tc为传感器表面温度。在进行模型模拟计算时,将模拟时间分为i个时间步,试验测出第i个时间步的传热系数hi作为模型中第i个时间步的火焰换热系数hemp值。

3 结果与讨论

为了对模型进行试验验证,对与模型相同外界条件下的织物进行防热时间试验,所有的测试按照ISO 9151的标准方法进行,铜片热流计温度上升12 ℃所需时间用RHTI12表示,铜片热流计温度上升24 ℃所需时间用RHTI24表示,两者之间差值用RHTI24-RHTI12表示,以RHTI12和RHTI24的大小表示服装织物的热防护性能的优劣。选择目前国内典型应用于消防服的阻燃棉FR Cotton织物作为试验试样,试样的厚度为0.675 mm,面密度为224 g/m2。表1为模型值与试验值的比较,试验和模型中织物暴露热流量为84 kW/m2,织物与铜片热流计之间的空气层厚度为8 mm,试验次数为3次。从表中标准差值可以看出,每次试验值都非常接近,误差较小。模型与试验比较结果表明,模型预测值能较好地模拟实际消防服织物的热防护性能值。

笔者还对衣下微小空气层的厚度对服装的热防护性能的影响进行分析,对不同厚度层下服装防护热时间进行模拟计算。计算过程中火焰热流量取值为84 kW/m2,空气层厚度取值范围在4～12 mm,变化的间隔值为2 mm。图2为消防服装织物的防热时间与空气层厚度变化关系曲线,从图2中数据拟合的曲线可以看出,热防护时间达到最大值所对应的空气层厚度为8 mm左右,这也就是空气层的临界值,而以前纯辐射模型中(辐射源热量值为21 kW/m2)所预测空气层厚度临界值为6 mm左右,这是因为空气层的瑞利数Ra决定了空气层的传热方式,即瑞利数Ra大于某一值的时候,自然对流将有助于对热量的传导,而当瑞利数Ra小于等于某一值的时候,系统之间存在的自然对流可忽略不计。空气层温度越高,瑞利数Ra越小,必然导致空气层的临界值越大。

当空气层厚度小于8 mm时,空气层中热传递以传导换热为主,只要空气层厚度不超过9 mm,空气层越厚,其导热系数越小,热量传递到传感器表面值越小,因此其防热时间越长;当空气层厚度超过8 mm时,此时空气层中传热方式以对流换热为主,厚度越大,传热量越大,防护热时间越短;而当空气层厚度增加到11 mm时,防热时间又增加,这是由于空气层厚度增加到一定值时,空气层内的冷却空气需要吸收热量,而且会吸收一部分辐射热,这样热量传递到传感器表面就会减少。

4 结 论

(1)纯火焰作用下的消防服传热模型的外边界条件由计算火焰与服装的总的换热量所决定,也即火焰传热系数由辐射换热系数和对流换热系数组成,并可通过实验确定其经验关系式。

(2)织物与传感器之间的空气层换热系数可看作是空气层厚度与其温度的函数关系。

(3)火焰热流密度为84 kW/m2时,衣下微小空气层的厚度临界值为9 mm左右;空气层厚度不超过9 mm时,空气层越厚,织物防热时间越长;空气层厚度大于9 mm时,空气层越厚,织物防护热时间越短。

参考文献

[1]ISO9151:1995,Protective clothing against heat and flame—Deter-mination of heat transmission on exposure to flame[S].

[2]NFPA1977:2005,Standard on protective clothing and equipment for wildland fire fighting[S].

[3]NFPA1971:1997,Protcitve clothing ensemble for structural fire fighting[S].

[4]David A,Torvi.Heat transfer model of flame resistant fabrics dur-ing cooling after exposure to fire[J].Fire Technology,2006,47:27-48.

[5]Ahmed Ghazy,Donald J Bergstrom.Numerical simulation of tran-sient heat transfer in a protective clothing system during a flash fire exposure[J].Numerical Heat Transfer,Part A:Applications,2010,58(9):702-724.

[6]Song Guowen,Barker R L,Hamouda Heciimi,et al.Modeling the thermal protective performance of heat resistant garments in flash fire exposure[J].Textile Research Journal,2004,74(12):1033-1040.

[7]朱方龙.火灾环境下应急救援防护服传热数值模拟[J].纺织学报,2009,30(4):106-110.

热防护材料 第6篇

火灾是我国的主要灾种之一,火灾中的人员保护问题至关重要。我国总体上仍处于火灾易发、多发期,重大火灾事故频发[1]。在应急救援过程中,消防部队在灭火救援中消防队员的伤亡比例逐年增加[2],防护措施失效是消防员伤亡的重要原因。

在火灾现场,消防员处于热辐射、火焰辐射和高温烟气弥漫的复合危险环境中。具有隔热、防水、透气等作用的热防护服,是保护消防员生命安全的重要装备。防护服的性能测试标准规范了性能测试方法,是与性能要求配套的重要技术支撑,因此受到国内外的普遍重视。发达国家建立了较为完善、科学的热防护服标准,并体现出新的发展趋势。我国在防护服产品及测试方法标准方面,与国际先进水平尚存在较大差距[3],应借鉴发展国家的经验,完善标准体系,提高标准整体质量,建立符合我国需要、符合国际发展趋势的热防护服相关标准。

本文对国外热防护服性能技术标准开展研究,分析ISO、EN、ASTM、BS等先进标准的性能测试共性要求及其发展趋势,提炼可资我国借鉴的经验,提出我国热防护服标准研制的建议。

1 国外热防护服性能测试技术标准的共性内容分析

1.1 主要性能测试方法

我国对部分热防护服的结构做出要求,如消防用防护服要由外层、防水透气层、隔热层、舒适层组成[4]。国外标准一般不对防护服的组成进行统一规定,而侧重于服装整体性能及相应测试方法的要求。以具有代表性的EN标准“消防员防护服-消防员防护服的性能要求”为例,热防护服主要性能包括阻燃性、耐热性、隔热性、透气性以及可视性等[5]。在性能测试标准方面欧洲EN标准和美国ASTM标准采用的方法具有共性:应用火焰蔓延的垂直测试法测试服装材料的燃烧速率以评价阻燃性,指标包括续燃时间、阴燃时间、损毁长度等;测试服装材料在指定热环境和加热时间后的功能变化及尺寸变化以评价耐热性;测试服装材料分别在火焰烘烤和热辐射条件下的传热性能以评价隔热性,指标包括热传递系数和热辐射热传递因子指数。

1.2 实验设备

对于热防护服装性能测试,其实验设备一般包括以下三大部分[6,7]:

1.2.1 恒温恒湿准备箱

对于整套服装或块状服装材料的性能测试试验,在试验前需进行恒温恒湿准备,以减少环境变化以及先期试验对服装性能或材料的影响。一般的恒温恒湿准备要求为:在21±2℃,65±5%湿度下准备至少24小时;从恒温恒湿环境中取出后30分钟内开始实验[5,7,8,9,10,11,12,13,14]。

1.2.2 高温试验舱及热辐射源

对于服装材料性能的测试,由于试验样品为块状服装材料,所以用内部空间较小的燃料性能试验箱或热辐射性能试验箱作为高温环境,箱内设有排气孔和通风孔。使用试样夹将试样垂直夹在燃烧或热试验箱中进行材料耐热、隔热性能测试[12]。对于使用人体模型实验,需要用步入式高温试验舱,内部尺寸一般要求为(≥2.1m2.1m2.4m),以保证内部温度、湿度和风速的均匀性,保证服装表面火焰或热辐射的一致性,且有足够的空间布置燃烧或热辐射装置,并给假人换装[8]。

部分标准采用应用石英灯管作为热辐射源,在84kW/m2的热功率下辐照4-8s以制造热环境[14]。但国外多部标准指出,该热环境制造方法与真实火场情景有较明显的差距,能够较准确地模拟真实火场情景的实验环境制造方法还需要进一步研究。

1.2.3 温湿度传感器及数据采集系统

应用温湿度传感器和风速传感器测定环境参量。国外标准对传感器位置和精度都有明确规定[13]。高温舱内温度均匀性的检验,应在样品所在位置空气均匀性应在假人所在位置0.1m、0.6m、1.1m、1.4m、1.7m的高度上布置温度传感器进行检测[8]。实验开始后,对环境参量的测量要求为:空气及温度传感器位置,单一传感器时距离假人(0.5±0.1)m,离地面高度至少1m;多个传感器时,高度间隔一致;温度传感器准确度±0.15℃,时间常数小于1分钟;湿度传感器准确度±5%,重复性误差±3%;湿度传感器舱内设置一个即可;风速传感器,误差小于±0.05m/s,测试至少3分钟,假人前方(0.5±0.1)m,等高间距。若空气流速瞬时变化小于±0.1m/s,则测试期间无须监测空气流动速度。

若应用人体模型进行服装性能测试,模型全身分布至少100个温度传感器,分别布置于人体模型各躯段进行测量(人体模型至少有15个独立躯段),有效热辐射强度范围为0-4.0cal/cm2s,反应时间<0.1s [6,10,13]。

1.3 实验步骤

热防护服装整套或服装材料性能试验的一般步骤为[6,10]:

(1)样品准备或人体模型着装;

(2)记录样品特征及环境条件;

(3)确认安全操作条件;

(4)点燃测试火焰或开启热辐射源;

(5)开始影像记录系统;

(6)将样品暴露于燃烧或热辐射环境中,开始服装性能试验;

(7)温度/湿度等数据获取与采集;

(8)记录服装或材料样品的变化;

(9)计算测试导致的烧伤(烧伤级别及面积);

(10)为下一次测试做准备,测试剩余样品。

1.4 烧伤评估

着防护服后的人体烧伤情况是对热防护服性能评价的重要依据。烧伤评估一般包括事故热计算、烧伤情况计算和烧伤情况评估三部分[6,9,10]。

对于使用人体模型的热防护服性能测试及评估标准,需要进行人体烧伤情况分析。依据埋于人体皮肤各层的热流量计或温度传感器进行计算。一般认为皮肤温度在44℃以上时会发生烧伤。通过皮肤的表皮、真皮、皮下组织各层的温度传感器所获取的温度,参考皮肤各层的热物理常数,对时间进行积分得到各层在温度以上所积累的热量,再根据热量计算皮肤各层可能受到的烧伤等级及相应的面积[6,10]。

另有标准将定量的烧伤计算与将材料热性能的定性评价相结合,对防护服材料性能进行综合评价[9]。在定性评价部分,将测试材料截成矩形块状样品,置于5个石英灯管组成的热辐射源下进行辐照,一段时间后观察材料样品的变化。在该标准中列出了开裂、烧焦、熔滴、脆裂、点燃、熔化、收缩、粘化等典型的形貌变化。根据不同的形貌变化对材料抵抗热辐射性能进行定性评价。也有标准要求对胸、腰、臂、脚等部位服装的几何尺寸在热环境测试前后的变化进行记录[14]。

1.5 人体模型

由于防护服装性能不仅与材料性能相关,而且与服装尺寸、设计、部件的功能和影响等整套服装的属性密切相关[5]。因此近年来美国、欧洲的部分热防护服性能测试标准采用“人体模型(manikin)”为核心设备[6,8,10,15,16]。特别地,有标准除对人体模型的体热效应进行测量要求外,还考虑了运动模型、运动速率等人类工效因素对服装防护性能的影响[13]。相对于传统的针对服装材料性能的实验,应用人体模型可以对整套服装性能进行实验研究。以具有人体几何尺寸特征的人体模型为基础,进一步开发出的具有出汗、呼吸、行走等人体生理行为模拟功能的假人,可以更全面、真实地对服装性能进行测试。

此外,应用人体模型进行服装性能研究,还能够分析与服装相关的人类工效学问题,如:防护服装没有尖锐或坚硬的可能导致穿着者受伤的边或表面;穿着或脱下防护服装没有困难;关闭、调节和抑制系统操作没有困难;防护服装在运动的整个过程中能够覆盖全身;防护服装与其它个人防护装备相匹配等[5,6,10,14]。

1.6 测试报告

在性能测试报告中,对需要说明的问题和试验结果的基本要求为:(1)说明是否有服装的某部分需要优先或特殊处置;(2)说明是否有必要的洞或剪裁,以及其它设计上需要注意的问题;(3)说明设置燃烧的燃烧器的数量和布置,或热辐射器的升温模式;(4)说明热流量密度水平、暴露时间、数据采集时间;(5)可能导致的人体烧伤结果:二级烧伤百分比,三级烧伤百分比,各级烧伤面积(加和及标准差)[5]。

在人体烧伤结果评估方面,可依据两种方法进行计算:(1)躯段面积加权;(2)总热流量。应用哪个,取决于服装种类和气候舱类别,并需在报告中解释说明。两者结果相差可能达到20%[13]。

2 国外热防护服技术标准发展趋势

(1)在服装基本性能基础上融入人类工效学要求

在传统的服装热防护性、坚固性等因素外,国外技术标准越来越多地考虑人类工效学因素,如服装穿着的舒适性、透气性、运动时服装的便捷性以及运动过程中能否覆盖全身等。这就要求测试设备不能仅是静止的,应具备更真实的人体生理行为仿真功能,如出汗、呼吸、运动等,以使测试条件更贴近防护服装应用时的实际情况,并能测试服装整体性能而非块状材料的性能。相应地,具有这些功能的暖体假人成为先进技术标准的核心设备,并呈应用日益广泛的趋势。

(2)对热物理测试数据与人体烧伤结果关系的深入研究

美国热防护服装技术标准的研究热点之一,是人体皮肤烧伤机理、隔热防火阻燃装备热传递机理、烧伤等与测试数据的对应关系等问题进行深入研究,并对人体模型测试系统进行改进和完善,以使通过热防护服性能测试结果评估火场中的人体烧伤结果更为科学、有效[17]。

3 我国热防护服标准研制启示

(1)提高测试方法的科技水平

我国防护服装性能测试标准,大部分为通用性技术要求,具有较高科技水平的测试标准较少。采用的方法大多为应用较直接的热、火、切割等物理手段对小尺寸的服装材料样品进行性能测试,发达国家制定了热传导和热辐射性能综合测试、基于人体模型(包括暖体假人和燃烧假人)测试等方法,对热环境的模拟也较为真实[19]。国外近年来多采用具有人体生理行为仿真功能的暖体假人进行服装整体性能的测试,以提高防护服装应对应急任务的整体适用性。

(2)应用暖体假人作为核心设备,更真实地模拟人体生理功能,考察防护服装整体性能

暖体假人由于可以模拟人体的体热、出汗、呼吸、行走等生理行为和功能,精确度高、重复性好,并可在真人无法试验的极端环境条件下测试,还可以指导防护服的优化设计,并对服装整体性能进行评价,故成为防护服装性能测试技术标准的发展趋势。国外一些标准已经明确提出要应用暖体假人作为核心设备,不仅考察服装的透湿、透气、传热等基本性能,并且要考察防护服装在人体运动时的工效学因素,如穿着舒适性、能否在运动中仍覆盖全身等。我国虽有两项标准使用了暖体假人作为核心设备测试服装性能,但仍为借鉴国外标准,并且未考虑到工效学要求。

(3)加强防护服装的人类工效学因素性能测试和技术要求

我国热防护服装性能测试大多只考虑热防护性,对舒适性、透气性、防水性等涉及较少,不能满足消防任务的实际需求。如我国多地相继发生了消防员穿着灭火防护服作业时中暑的事件,由于消防灭火防护服防水性能差而引起的冻伤人员数量居高不下[20]。仅对热防护性进行要求有可能导致防护服越来越厚重,影响救援行动的便携性要求。因此,需要充分发挥人体模型系统对人体生理行为的综合模拟功能,考察服装的耐热性、隔热性、舒适性、透气性、防水性、便携性等,使防护服装切实符合消防救援行动的需求。

4 结论

本文对国外热防护服装性能测试技术标准进行分析研究。从主要性能测试方法、实验设备、实验步骤、烧伤评价、人体模型、测试报告五个方面总结欧美国家在热防护服装性能测试标准方面的共性要求,以资借鉴。

进一步地,分析国外热防护服技术标准发展趋势和启示。比较分析得出,我国应着力提高热防护服装性能测试标准的科学性,以使热防护性能测试更加准确;应完善对防护服装的人类工效学因素的要求,以使热防护服更好地满足高温工况和消防救援行动的要求。

摘要：热防护服是热环境下人体安全防护的主要装备,其标准的科学性和系统性对热环境下的人体安全防护具有重要的支持作用。国外对热防护服相关的技术标准予以充分重视,以性能测试技术方法为主体,建立了较为科学、完善的标准,并体现出新的发展趋势。通过对国外热防护服技术标准的调研,总结性能测试标准的共性内容,包括主要性能测试方法、实验设备、实验步骤、烧伤评估、人体模型和测试报告等。整套防护服装的性能测试技术及标准是研究的重点,出汗暖体假人将在防护服装性能测试领域被更为广泛的应用。最后,提出我国研制热防护服性能测试技术标准的建议。

热界面材料的设计要点 第7篇

随着电子设备越来越复杂化, 热量的传导路径一般都会变长, 热量从发热器件传导至散热器不可避免地会经过各种界面, 并在界面上产生接触热阻。较高的接触热阻也会导致电子设备温度升高, 影响其使用寿命及可靠性。因而, 热界面材料 (Thermal Interface Materials, TIMs) 的使用对于电子设备散热来说是极为重要的, 目前市场上可以找到多种TIMs, 其物理形式包括黏性脂、软性固体、凝胶体等。实际上, 市场上的散热材料令人眼花缭乱, 并且测试方法、产品参数、使用方式五花八门, 各种材料的性能差异很大。对于设计人员来说, 为研发的产品选择合适的TIMs是项非常困难的任务, 大部分趋势是将重点放在材料的体热导率上, 但导热率并非TIMs的唯一选择指标。因而, 综合比较各类TIMs的性能, 探寻适于电子设备采用的TIMs产品, 以及其使用方式方法和工艺, 最大程度降低界面热阻, 对于我们研制更高质量的产品是非常重要的。

1 热界面材料的种类

目前, 国内外均有大量专业从事TIMs开发的公司, 它们开发出大量各种类型的TIMs产品, 可以大致分类如下:1) 导热垫。模数低、可导热的弹性体, 用于芯片和散热器之间的间隙。2) 导热硅脂。具有出色的“浸润”能力, 能够降低接触热阻, 但存在变干和流出问题。3) 相变材料。常温时为固体状态, 受热温度升高后转变为流体状态, 可以降低接触热阻。4) 热凝胶。模数很低的硅基材料, 能够提供像油脂一样的低热阻。5) 现场成型化合物。可以填充复杂几何体的间隙, 并且很快固化。6) 金属箔。薄片状的柔软金属材料, 具有很高的导热率。

目前, 贝格斯 (Bergquist) 公司有大量各种类型的热界面材料商业化产品, 道康宁公司开发出各种新型导热薄膜和导热衬垫, 如TP-1600薄膜和TP-2400衬垫, 以及TC-5021导热脂;保利马 (Polymatech) 公司开发出导热率高达50W/ (m·K) 的高热界面材料;美国研究人员通过电聚合过程使聚合纤维排成整齐阵列, 形成一种新型热界面材料, 导热性能在原有基础上提高数倍。国内的TIMs产品种类相对较少, 且性能与国外同类产品有一定差距。

2 热界面材料的设计要点

在电子设备中, PCB板上的功率器件产生的热量通过热界面材料传递至冷板散热器中, 再通过对流和辐射的方式传递到周围环境或热沉中。在整个热传递的过程中, 热界面材料处的热阻最大, 所以热界面材料的设计在整个系统的热设计中是非常关键的。在对器件进行热界面材料设计时, 需要考虑热界面材料的压缩率和导热性能, 器件高度和最大许用压强等因素。

1) 热界面材料的导热热阻。一般情况下, 热界面材料的厚度越大, 导热热阻也越大。以贝格斯的某型热界面材料为例, 热界面材料的导热热阻随热界面材料厚度成线性递增, 见图1。

2) 热界面材料的压缩应力。为了保证接触面和热界面材料紧密贴合, 热界面材料在使用时会进行一定程度的压缩。热界面材料的压缩应力随压缩程度的增加而增加。以某型热界面材料为例, 热界面材料的压缩应力随热界面材料压缩率增大而增大。在设计热界面材料时, 应确保热界面材料的压缩应力小于器件的最大许用应力。

3) 热界面材料的绝缘要求。当热界面材料用于PCB板, 器件或者其它电气场合时, 通常要求热界面材料具有较强的导热能力, 而且还要求热界面材料具有绝缘性能, 防止热界面材料被高电压击穿而发生短路。通常, 热界面材料在用于在以下场合时要求绝缘:a.金属封装器件与金属冷板之间。为防止器件外壳和金属冷板发生短路, 需要热界面材料具有绝缘性能;b.金属封装器件与PCB板之间。由于PCB板表面埋有铜线, 为了防止PCB板表层油膜磨损, 而使铜线和器件生发生短路, 需要在金属封装器件和PCB板之间增加绝缘型的热接触材料。c.PCB板焊点面的与金属冷板之间。部分特殊的器件需要利用焊点进行散热, 为了防止焊点与金属冷板之间短路, 需要热界面材料具有绝缘性能。

4) 器件高度误差的影响。由于受到焊接工艺, 封装类型和安装形式等因素影响, 器件焊接后的高度通常不是一个固定的值, 而是在一定的范围内变化。器件手册中给出的器件高度通常包括器件高度的最大值和最小值。例如器件PC7447手册中给出, 器件焊接后的最大高度为2.20 mm, 最小高度为1.92 mm。所以, 在进行热界面材料设计时应该考虑器件高度的影响;

5) 散热冷板设计。散热冷板在设计时, 为避免多个尺寸造成累计误差, 凡与散热有关的尺寸, 需从结构件与PCB板安装面起标注尺寸, 具体如图3所示, 应直接标注尺寸C, 而不是A和B。

6) 热界面材料的调节范围。根据以上分析, 由于器件高度和冷板加工公差等因素的影响下, 热界面材料的安装间隙实践是在一定范围内变化的, 这就要求热界面材料在安装时具有一定的调节范围。表1中列举了常见厚度的热界面材料在压缩量为5%~25%之间时的调节范围。可以得出, 厚度越大的热界面材料的调节能力越大。

mm

7) 热界面材料的均匀性。热界面材料在安装时, 需要一定的预紧力来确保热界面材料与接触面之间贴合紧密, 减小接触热阻, 起到加强散热的作用。在安装热界面材料时, 若单个热界面材料的面积较大, 在预紧力的作用下, 热接触材料容易出现局部扩展不均匀, 出现鼓包等情况, 导致局部压缩应力过大, 对器件造成不良的影响。所以对于单个面积较大的热界面材料, 中部应开槽, 确保热界面材料在安装时可以扩展均匀, 并且可以有效地降低热界面材料压缩所产生的应力。当单个界面材料面积大于800 mm2时, 建议在热界面材料中心位置开十字槽, 建议尺寸如图4所示, 对于其他形状的热界面材料应根据实际情况开槽, 例如:对于细长型的热界面材料, 中间开一字槽即可。对于特别外形的器件, 如图5所示, 需要根据器件外形来开槽。

3 结论

在使用热界面材料时, 要综合考虑热界面材料的压缩率和导热性能、器件高度和最大许用压强等因素, 才能得到较好的散热效果。本文总结了热界面材料的设计要点, 对于电子设备热设计中热界面材料的使用和设计有一定指导作用。

摘要：热界面材料广泛地应用于电子设备中, 用来降低发热元器件和散热冷板之间的热阻, 起到加强散热的作用。电子设备热设计中非常重要的一个环节就是热界面材料, 文中重点研究热界面材料的设计要点和设计方法。

关键词：热界面材料,导热,强迫冷风

参考文献

[1]殷录桥, 张金龙, 宋朋, 等.热界面材料对高功率LED热阻的影响[J].光电子.激光, 2013 (10) :1863-1867.

[2]HIRSCHI D.选择合适的热界面材料[J].集成电路应用, 2008, 4 (8) :39-40.

[3]王文, 夏宇.导热绝缘材料的研究与应用[J].绝缘材料, 2012, 45 (1) :19-24.

[4]丁孝均, 赵云峰.界面导热材料研究进展[J].宇航材料工艺, 2010 (6) :5-9.

热防护材料 第8篇

“绿色照明”是国内外照明领域提出的一个新概念。因此,研究发光效率高[1]、寿命长、显色指数高、环保的新型LED照明对节能具有十分重要的意义。与传统照明技术相比,LED的最大区别是封装的结构和材料不同,它是一种将电能直接转化为光能的半导体器件。LED对温度非常敏感,温度上升会直接影响发光效率。当温升达到一定值时还会使封装树脂与荧光粉等材料的物理性能发生变化,从而影响整个LED的使用寿命和工作可靠性。因此,对LED封装结构和材料的研究变得非常关键。

目前已经出现多种芯片封装连接技术,比较常见的是低温烧结技术,它和以往的引线键合连接[2]方式相比,结构上更加简单,同时具有良好的导电性和导热性。本文利用AN-SYS10.0有限元分析软件,针对1W LED从芯片-粘接材料-基板这一基本结构,对几种不同的粘结材料和基板材料进行对比和分析,从而得出适合大功率LED封装[3]材料。

1 有限元分析

1.1 几何模型

对于LED封装,其基板的形状多种多样,在热分析中只需考虑芯片附近的情况。因此在本文中,把基板简化成一个长方形薄板来进行热分析。由于是大功率LED,在实际的应用中,基板的下面一般会装有散热装置来对其进行散热。本文将LED的封装进行简化,选用的LED为1W,芯片尺寸为1mm1mm0.25mm,周围环境温度设为25℃。在有限元分析中,将大小为4.0109Wm-3的生热率载荷施加到芯片上;同时基板侧面的空气对流系数为10W(m2K)-1,下表面的空气对流系数设置为2000W(m2K)-1来近似代替散热器的散热效果。分析温度场时采用稳态热传导分析[4],本文主要考虑芯片-粘接层-基板这一热传导路径。图一所示为1W LED封装结构的几何模型。

1.2 有限元热分析过程

本文中ANSYS热分析假设材料均匀、各向同性,粘接良好。在进行温度场计算时,比较了三种界面材料(Sn20Au80、Sn63Pb37和银导电胶)的温度场分布和3种热沉材料(Cu、Ag和Al Si C)的温度分布。表一为所需材料的导热率参数。

表一LED封装中材料热导率

1.3 有限元分析结果

对于不同的材料,经过ANSYS有限元分析模拟可以得出温度场的不同分布。虽然这并不是LED器件内部的实际温度,但能大概得到其相对分布情况。

2 粘结材料分析

在LED的封装设计中,粘结材料的选择对于解决LED的散热起着很重要的作用。由ANSYS模拟分析,我们可以得出:粘结材料的导热率越高,LED的散热效果越好。其中图二为不同粘结材料下的结构温度分布图,图三为不同粘结材料下芯片沿着Z轴正向的温度变化。

3 基板材料分析

在LED的封装设计中,基板材料的选择同样对解决LED的散热起着至关重要的作用。由ANSYS模拟分析得出:基板材料的导热率越高,LED的散热效果越好。其中图四为不同基板材料下的结构温度分布图,图五为不同基板材料下芯片沿着Z轴正向的温度变化。

4 结束语

本文运用ANSYS10.0有限元分析软件,针对1W LED从芯片-粘接材料-基板这一基本结构,对不同的粘结材料和基板材料在芯片正常工作达到稳态后的热传导进行了模拟。通过对比结果,可以得出:在LED封装设计中,粘结材料和基板材料的选择对解决LED的散热起着至关重要的作用。由ANSYS模拟得到材料的导热率越高,LED的散热效果越好。所以,在LED封装中一定要选择导热率较高的材料,同时要综合考虑到诸如价格、热膨胀系数等多方面因素。通过该仿真模拟,可以为进一步进行散热器的设计提供良好的基础。

摘要：本文介绍了ANSYS有限元分析软件在大功率LED封装材料热分析中的应用,同时对1WLED的封装结构进行了热模拟分析,比较了3种不同的粘结材料和3种不同的热沉材料对LED封装结构的温度场分布,并对所模拟出的温度分布进行对比。结果表明,提高封装的粘结材料和热沉材料的导热率能够有效地降低芯片温度,从而提高LED的使用寿命。

关键词：大功率发光二极管,有限元,热分析

参考文献

[1]李炳乾.1W级大功率白光LED发光效率研究[J].光电器件,2005,(4):314-316.

[2]余彬海,李舜勉.功率LED芯片键合材料对器件热特性影响的分析与仿真[J].佛山科学技术学院学报:自然科学版,2005,23(4):14-17.

[3]钱可元,慧颖.大功率白光LED封装技术的研究[J].半导体光电,2005,26(2):118-120.