Главная  Каскадные термоэлектрические источники 

1 2 3 4 5 [ 6 ] 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45

рла&а i

ТЕХНИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ СОВРЕМЕННЫХ

ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ

И ТЕРМОЭЛЕМЕНТОВ ПРИ КАСКАДИРОВАНИИ

Единственным параметром, определяющим важнейшие показатели (е, АГтах) термоэлектрических холодильников [(34) и (57) табл. 1], является характеристика Z, учитывающая эффективности

2p= Vp/ P 2 =v / (1-1)

обоих материалов термоэлемента. Очевидно, величина Z должна быть по возможности наибольшей.

В некоторых случаях (максимальный отбор тепла, минимальная масса) выбор наибольшего значения Z является необходимым, но недостаточным условием. Дополнительным требованием должна служить максимальная величина коэффициента мощности е^о [2, 3].

Хотя к настоящему времени найдены теоретически возможные значения Zp = 45-10 и Zn= 17-10- К [5}, на практике пока не удалось достичь таких показателей и реальные величины эффективности остаются более чем на порядок ниже.

Помимо физико-химических свойств материалов, на величину Z реального термоэлемента известное влияние оказывают контактные сопротивления рк в коммутационных слоях. С их учетом при высоте термоэлемента / [4]

Z=Z/(l+2pKa ). (1.2)

Существенно влияет также и характер электрического тока в термоэлементе. Для питания термобатарей, наряду с источниками строго постоянного напряжения (термогенераторы, гальванические элементы, аккумуляторные батареи и др.), на практике часто используются выпрямители сетевого переменного напряжения (вторичные источники питания). При этом пульсации выпрямленного тока приводят к уменьшению в и Z [6]:

е'=е1Кф; Г'=г'1Кф, (1.3)

где /(ф - коэффициент формы кривой тока. 18



Эти и другие факторы (термические сопротивления в узлах коммутации, потери в коммутационных пластинах и т. п.), неизбежно сопутствующие процессу термоэлектрического охлаждения, еще более подчеркивают необходимость максимального использования возможностей самих материалов.

В настоящее время считается общепризнанным, что лучшими материалами для холодильных термоэлементов являются твердые растворы на основе теллурида висмута (В12Тез) {7, 8]. Эффективность этих материалов имеет наибольшее значение в интервале 290 ... 320 К. И хотя максимум Z как электронного, так и дырочного составов можно сдвигать в сторону более низких температур, его абсолютная величина с уменьшением температуры падает.

Характер температурных зависимостей параметров и их конкретный учет во многом определяют ход исследования и возможности расширения температурного диапазона работы, уменьшения потребления мощности и массы каскадных систем термоэлектрического охлаждения. Необходимо поэтому прежде всего конкретизировать температурный ход основных характеристик термоэлементов и на их основе определить практические возможности получения наибольших значений Z термоэлементов отдельных каскадов по мере понижения средних температур (Гг+1+Г0/2; {Ti + Ti-i)l2 и т. д.

1.1. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ЗАВИСИМОСТЕЙ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ

При определении эффективности Z термоэлектрических материалов по методу Хармана существенное влияние на результат измерений оказывает теплообмен торцевых поверхностей образца с окружающей средой, в первую очередь через токовые и измерительные провода. В известных формулах теплообмен учитывается поправкой, содержащей приближенные величины, и ошибка при определении Z в деподвижном воздухе может быть значительной. Поэтому интересно получить такую формулу, которая бы, учитывая теплообмен, содержала лишь измеряемые величины. Поскольку вопрос точности определения параметров термоэлементов для каскадных батарей стоит наиболее остро, возникает необходимость в том, чтобы величины, входящие в поправку, также измерялись.

Рассмотрим тепловой баланс торцов образца (рис. 3), токовые провода которого на расстоянии /п от каждого торца (спая) поддерживаются при температуре окружающшт среды Гс И. Без учета



теплообмена боковой поверхности образца, а также потерь джоуле-ва тепла в окружающую среду, выделяющегося в токовых проводах, из известных (табл. 1) соотношений получим: для горячего спая

QeIT + \-I(R + R)-k{T-T,)=.k{T-Ty, (1.4) для холодного спая

Q,elT,-~\h(R + Rk(TT,)=k{T-T,), (1.5)

где Q, Qo -тепло- и холодопроизводительность; / - ток; Г, Го - температуры горячего и холодного спаев образца; R, /?п - сопротивления образца и токового провода на длине /п; е - коэффициент термо-э. д. с; k=%s/l ~ теплопроводность об разца; х ~ коэффициент теплопроводности материала; s, / - сечение образца и его длина; k- =,ат5; Qt - эквивалентный коэффициент теплоотдачи от торца образца, учитывающий все возможные пути теплообмена торца с окружающей средой (по всем подходящим проводам, конвекцией, излучением). Отношение (1.4) к (1.5)


Рис. 3, Конструкция измерительной головки:

/ - основание; 2 - токовые и термопарные провода; 5- образец; 4- металлизированная керамическая пластина; 5 - крышка; 6 - провода.

разований получается формула для эффективности:

fx = Q/Qo = (r~-r)/(r,~ro)

(1.6)

оказывается не зависящим от величины т.

Из (1.6) с учетом (1.4) и (1.5) путем несложных преоб-определения термоэлектрической

дг и tx+l\-

(1.7)

где LTT-T,; и = Ыр + а, += (а„ + и„)/2; и„ = , + Ыр;

п = + р + п- Т = (Т -\- То) 12 - средняя температура образца; и^, ttp - термо-э. д. с. и активное падение напряжения на образце.

Поправка I 2ц~ р. 1 ) С-) учитывающая теплообмен

торцов образца с окружающей средой, содержит только величины, непосредственно измеряемые при определении Z.




1 2 3 4 5 [ 6 ] 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45