溫差的案例
基于comsol的溫差發電仿真分析-TEC、TEG ￥4300
塞貝克效應的成因可以簡單解釋為在溫度梯度下導體內的載流子從熱端向冷端運動，并在冷端堆積，從而在材料內部形成電勢差，同時在該電勢差作用下產生一個反向電荷流，當熱運動的電荷流與內部電場達到動態平衡時，半導體兩端形成穩定的溫差電動勢。半導體的溫差電動勢較大，可用作溫差發電器。
產生Seebeck效應的主要原因是熱端的載流子往冷端擴散的結果。例如p型半導體，由于其熱端空穴的濃度較高，則空穴便從高溫端向低溫端擴散；在開路情況下，就在p型半導體的兩端形成空間電荷（熱端有負電荷，冷端有正電荷），同時在半導體內部出現電場；當擴散作用與電場的漂移作用相互抵消時，即達到穩定狀態，在半導體的兩端就出現了由于溫度梯度所引起的電動勢——溫差電動勢。自然，n型半導體的溫差電動勢的方向是從低溫端指向高溫端（Seebeck系數為負），相反，p型半導體的溫差電動勢的方向是高溫端指向低溫端（Seebeck系數為正），因此利用溫差電動勢的方向即可判斷半導體的導電類型。可見，在有溫度差的半導體中，即存在電場，因此這時半導體的能帶是傾斜的，并且其中的Fermi能級也是傾斜的；兩端Fermi能級的差就等于溫差電動勢。
本模型是一個環狀的PN節陣列結構，內外管壁保持一定溫差。通過熱電效應產生電流，具體見動圖所示。
整體模型
內部的PN結布置
PN結截面圖
以下是平面TEC在不同內外溫差下 ，輸出功率和輸出電壓變化曲線、COP曲線等等。
開路電壓，總阻值，輸出功率等曲線圖趨勢展示。
COP曲線：
模型文件在文中開頭，需要的可以下載，加密文件如需密碼可以私信我。謝謝。
展開 二次溫差應力的危害不容小覷-高溫反應器裙座與下封頭連接結構熱應力分析
同時，熱箱的存在使得裙座與下封頭連接處的總體結構不連續處的溫度分布亦趨于均勻，溫差大大減小，可顯著避免二次溫差應力與二次彎曲應力及應力集中的疊加，最終使得在連接處應力得到極大的減小，能使連接處結構承載能力顯著加強。
【4】機械場網格重劃分
溫度場求解完畢后，將溫度場模塊與靜力分析模塊耦合，將溫度場計算結果作為初始載荷條件進行機械場熱力耦合分析，需將保溫層溫度場結果進行抑制，而只導入設備本體部分的溫度場求解結果，因網格質量對應力求解精度影響較大，此時可對設備本體部分進行網格重劃分或細化工作，以進一步提高求解精度，尤其在局部應力較大區域要做到細化網格且保證網格質量。重劃分后網格如下圖所示：
?【5】機械場求解邊界條件的設置
本模型機械場邊界條件設置如下，可根據實際情況進行載荷的施加。
?
【6】機械場熱力耦合分析結果分析
通過應力強度分布云圖可看出：在裙座與下封頭連接處的h形鍛件內壁處產生最大總應力為461.38MPa，此處應力的較大的原因主要是總體結構不連續產生的二次彎曲應力和溫度梯度產生的二次溫差應力共同導致的；另外，可看出在裙座保溫層分界處裙座上也產生較大的應力，此處主要是因保溫段與未保溫段溫差梯度產生的二次溫差應力導致的，由變形因子放大后的云圖可清晰的看出，裙座上半段因溫度較高向外熱膨脹，而下段溫度較低限制上段的熱膨脹，故因滿足分界處變形協調形而產生了相對較大的溫差應力。
最終按彈性名義應力分類法對高應力區域的不連續部位進行了路徑劃分并進行相應的應力劃類，共定義4條路徑，每條路徑上的局部薄膜應力及一次+二次應力分別小于1.5Sm和3Sm，按JB/T4732標準的判定則本模型強度計算合格，評定結果通過。
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展開 螺栓溫差載荷仿真
做一個M6的螺栓溫差載荷計算，安裝邊有兩種材料，螺栓又是另一種，500度的均溫算出來有4000N溫差載荷，覺得很不可思議。
基于comsol的帶狀溫差發電模塊
基于comsol的帶狀溫差發電模塊
各種溫差影響數控機床精度的原因
一、機床的溫升及溫度分布
1、自然氣候影響
我國幅員遼闊，大部分地區處于亞熱帶地區，一年四季的溫度變化較大，一天內溫差變化也不一樣。由此，人們對室內（如車間）溫度的干預的方式和程度也不同，機床周圍的溫度氛圍千差萬別。
例如，長三角地區季節溫度變化范圍約45℃左右，晝夜溫度變化約5～12℃。機加工車間一般冬天無供熱，夏天無空調，但只要車間通風較好，機加工車間的溫度梯度變化不大。而東北地區，季節溫差可達60℃，晝夜變化約8～15℃。每年10月下旬至次年4月初為供暖期，機加工車間的設計有供暖，空氣流通不足。車間內外溫差可達50℃。因此車間內冬季的溫度梯度十分復雜，測量時室外溫度1.5℃，時間為上午8:15-8:35，車間內溫度變化約3.5℃。精密機床的加工精度在這樣的車間內受環境溫度影響將是很大的。
2、周圍環境的影響
機床周圍環境是指機床近距離范圍內各種布局形成的熱環境。它們包括以下3個方面。
1）車間小氣候：如車間內溫度的分布（垂直方向、水平方向）。當晝夜交替或氣候以及通風變化時車間溫度均會產生緩慢變化。
2）車間熱源：如太陽照射、供暖設備和大功率照明燈的輻射等，它們離機床較近時可直接長時間影響機床整體或部分部件的溫升。相鄰設備在運行時產生的熱量會以幅射或空氣流動的方式影響機床溫升。
3）散熱：地基有較好的散熱作用，尤其是精密機床的地基切忌靠近地下供熱管道，一旦破裂泄漏時，可能成為一個難以找到原因的熱源；敞開的車間將是一個很好的“散熱器”，有利于車間溫度均衡。
4）恒溫：車間采取恒溫設施對精密機床保持精度和加工精度是很有效果的，但能耗較大。
展開 基于溫差法link10下的某大橋預應變下的模態分析 ANSYS apdl ￥80
<p>鋼筋采用link10單元，通過溫差法施加預應變</p><p>幾何模型</p><p><br></p><figure style="text-align: center;" class="ql-align-center">
<figure class="figure-image" contenteditable="false" data-img="https://img.jishulink.com/202601/attachment/1d84759427044b8ea948ae93489c3eb1.png" style="display: inline-block;" data-regular="true">
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展開 各種溫差影響數控機床精度的原因
一、機床的溫升及溫度分布
1、自然氣候影響
我國幅員遼闊，大部分地區處于亞熱帶地區，一年四季的溫度變化較大，一天內溫差變化也不一樣。由此，人們對室內（如車間）溫度的干預的方式和程度也不同，機床周圍的溫度氛圍千差萬別。
例如，長三角地區季節溫度變化范圍約45℃左右，晝夜溫度變化約5～12℃。機加工車間一般冬天無供熱，夏天無空調，但只要車間通風較好，機加工車間的溫度梯度變化不大。而東北地區，季節溫差可達60℃，晝夜變化約8～15℃。每年10月下旬至次年4月初為供暖期，機加工車間的設計有供暖，空氣流通不足。車間內外溫差可達50℃。因此車間內冬季的溫度梯度十分復雜，測量時室外溫度1.5℃，時間為上午8:15-8:35，車間內溫度變化約3.5℃。精密機床的加工精度在這樣的車間內受環境溫度影響將是很大的。
2、周圍環境的影響
機床周圍環境是指機床近距離范圍內各種布局形成的熱環境。它們包括以下3個方面。
1）車間小氣候：如車間內溫度的分布（垂直方向、水平方向）。當晝夜交替或氣候以及通風變化時車間溫度均會產生緩慢變化。
2）車間熱源：如太陽照射、供暖設備和大功率照明燈的輻射等，它們離機床較近時可直接長時間影響機床整體或部分部件的溫升。相鄰設備在運行時產生的熱量會以幅射或空氣流動的方式影響機床溫升。
3）散熱：地基有較好的散熱作用，尤其是精密機床的地基切忌靠近地下供熱管道，一旦破裂泄漏時，可能成為一個難以找到原因的熱源；敞開的車間將是一個很好的“散熱器”，有利于車間溫度均衡。
4）恒溫：車間采取恒溫設施對精密機床保持精度和加工精度是很有效果的，但能耗較大。
3、機床內部熱影響因素
1）機床結構性熱源。
展開 承壓設備厚板中頻感應加熱局部熱處理試驗研究
圖 13 為筒體合攏縫 12 點鐘方位焊縫中心及距焊縫中心65 mm處內外壁溫度及最大溫差隨時間變化的溫度曲線。從圖 13a 可以看出，在感應加熱及保溫階段，筒體的外表面溫度一直高于內表面溫度。由于筒體壁厚達 268 mm，感應加熱的熱源產生于被加熱工件表面以下 10 mm 的范圍內，熱量從筒體外表面向內表面傳導，同時也向軸向方向進行散熱。在降溫階段，筒體的外表面溫度一直低于內表面溫度。這是因為外壁要減少感應電纜與工件的距離，保溫棉僅為 50 mm，內壁保溫棉較厚，為 100 mm。內壁散熱相比外壁小。從圖 13b 可以看出，12 點鐘方位的焊縫中心及距焊縫中心 65 mm 處內外壁最大溫差，在整個感應加熱過程中變化規律類似，最大溫差為加熱 7.5 h 時，溫差為32.5 ℃。在加熱階段，焊縫中心的最大溫差整體上小于距焊縫中心 65 mm 處的溫差。在保溫階段，焊縫位置的最大溫差在 8 ℃以內，距焊縫中心 65 mm 處的最大溫差在 12 ℃以內。在降溫階段，焊縫中心的最大溫差整體上大于距焊縫中心 65 mm 處的溫差，最大相差 8 ℃。整個感應加熱過程中的最大溫差遠小于加氫反應器局部熱處理過程中的設計要求的最大 80 ℃的溫差。
圖14為筒體合攏縫6點鐘方位焊縫中心及距焊縫中心65 mm處內外壁溫度和最大溫差的隨時間變化的溫度曲線。從圖 14 可以看出，在感應加熱過程中，6 點鐘位置的溫度、最大溫差曲線與 12 點鐘的規律類似。在 7.9 h 至 24.5 h 之間，由于 6 點鐘方位焊縫中心內表面熱電偶(C12'-6)溫度記錄異常，分布規律與距焊縫中心 65 mm 處相差較大，故只分析24.5 h 之后的數據。從圖 14b 可以看出，6 點鐘方位的焊縫中心及距焊縫中心 65 mm 處內外壁最大溫差，在 24.5 h 之后變化規律類似，最大溫差在 18 ℃。
展開 電池熱管理系統散熱結構的設計和仿真
當進水溫度過高時，不能實現快速冷卻，不利于電池最大溫差的控制。當相變溫度為40℃，進水溫度為18℃時，電池的最高溫度可以控制在45℃以下，最大溫差在3℃ 左右，都能很好地滿足電池的最佳工作溫度，同時相變材料也能得到較為合理的利用。
對比與驗證
本文提出了鋁板/相變材料/液冷的電池熱管理系統，為了驗證此結構的優勢，分析了在相同工況下，鋁板/液冷和相變材料/液冷散熱結構的溫度分布。為了保證一致性，3種結構的參數設置見表6。
圖6 是模擬常溫環境、5C 高倍率放電情況下，電池的最高溫度和最大溫差的溫度曲線。從曲線圖可以看出，如果只有鋁/液體冷卻相結合，由于鋁的導熱良好，使電池的最高溫度能夠得到較好控制。但是由于導熱太快，散熱不均勻，會影響電池的最大溫差。當只有相變材料/液冷相結合的熱管理時，相變材料由于其良好的潛熱，使電池的最大溫差得到控制，但是由于相變材料的導熱不好，電池不能及時散熱，使電池的最高溫度不能得到較好控制。所以，鋁板/相變材料/液冷散熱結構在控制電池的最高溫度和最大溫差方面都有良好的效果，控制最高溫度為44.19 ℃，最大溫差為3.18℃。
結合鋁材料良好的導熱性、相變材料和液體冷卻可以產生均勻的溫度分布，設計了一個鋁板/相變材料/液冷相結合的散熱結構，并且討論了不同影響因素對電池組的最高溫度、最大溫差和PCM 液體體積分數的影響。具體的結論如下:
1) 散熱結構中，加入鋁板后，電池的最高溫度和最大溫差都隨著鋁板厚度的增加而降低，表明此結構能夠控制電池溫度的有效性和均勻性。當水管數量增加時，電池的最高溫度慢慢降低，溫差由于散熱過快而升高，因此選取4 根水管為較優值。
2) 電池的溫度會受到導熱系數和質量流量的影響，隨著質量流量的增加，最高溫度不斷降低。
展開 輕型純電動商用車動力電池冷卻性能分析
從圖5可以看出，強制冷卻受場內冷空氣影響，后箱開始也是溫度下降到36℃;因受電池鼓風機溫度策略影響，鼓風機沒有開啟，電池箱內靠前后箱空氣溫差的緩慢對流，受熱空氣影響，進口處電池溫度又緩慢回升到39℃，電池間溫度也沒有明顯變化，溫差只有5℃，前箱溫度也只比后箱高1～2℃.兩種冷卻方式在高速工況下都能滿足性能設計要求。
3.3.3城市城郊工況下冷卻方式對比
城市城郊工況時電池等效放電倍率約0.8C.圖6、圖7分別為自然冷卻及強制風冷的電池極柱溫度曲線。
車輛先以一般工況行駛到指定地點，再以城市城郊工況行駛，測試時SOC從88%到41%，城市工況行駛55min，城郊工況行駛33min;由圖6可知，自然冷卻方式下電池溫升緩慢，電池溫度由起初37℃上升到最后的43℃，溫度最高點出現在后箱、前箱總正、總負極柱處，電池單體間溫差6℃，滿足性能要求。
由圖7可知，車輛開始運行時鼓風機就開啟，電池箱內空氣強制對流，前箱的電池溫度比后箱高5～6℃。電池最高溫度45℃，出現在前箱總負極柱點，電池單體間溫差14℃，電池均勻性差，不能滿足性能要求。
3.3.4充電狀態下冷卻方式對比
車輛以兩種冷卻方式進行快速充電考察電池箱內電池溫度變化。通過測試數據，兩種冷卻方式下電池的最高溫度和溫度對比如圖8。自然冷卻方式電池最高溫度比強制冷卻高2℃，溫差比強制冷卻低1℃。
3.3.5順序工況下冷卻方式對比
圖9為兩種冷卻方式下的最高溫度、溫差。由圖9可知，自然冷卻滿足電池的最高溫度、溫差性能要求;強制風冷下電池最高溫度低于自然冷卻4℃，但溫差大、電池一致性差。
展開 范立云等：二次流蛇形通道鋰離子電池散熱性能
從圖6(a)、(b)中看到，隨著流速的增加，不同通道數量的電池模組最高溫度和最大溫差均逐漸降低，在流速大于0.4 m/s后，流速帶來的冷卻效果增益消失，最高溫度維持在303 K，最大溫差在4.5 K。在小流速下，2條通道的電池模組的最高溫度和最大溫差最小，隨著流速增大，7條通道的電池模組的最高溫度和最大溫差最低。整體來看，通道數量對電池模組的最高溫度和最大溫差的影響不太顯著，在同一流速下，不同通道數量的系統溫差維持在1 K以內。從圖6(c)、(d)看到，隨著流速的增加，不同通道數量的進出口的壓降和消耗的泵功都逐漸增大；在同一流速下，隨著通道數量的增加，進出口的壓降和泵功逐漸減小，但減小的速率變小。說明通道數量越多，越有利于降低壓降，節省泵功，在0.5 m/s時，7通道的壓降比1通道的壓降降低79.2%。考慮到電池模組的最佳工作溫度范圍為20～40 ℃，最大溫差在5 ℃以內。為達到最佳的冷卻效果和節省泵功，我們選擇7通道，進行后續研究。
圖6 不同流速下通道數量對系統性的影響
3.3 通道寬度d的影響
為了分析不同通道寬度
d對系統性能的影響，取1、2、3、4、5 mm五組不同的通道寬度、在0.1～0.5 m/s的流速下進行模擬仿真計算，如圖7所示。圖7為不同通道寬度對系統性能的影響。
展開 
熱電冷卻器TEC的選型設計步驟
除基本尺寸信息之外，一個典型的TEC技術規格書中還包含如下基本信息：
Qcmax:當冷熱面溫差為0℃時，熱電冷卻器能夠轉移的熱量。
Imax:熱電冷卻器允許通過的最大電流；
Vmax:熱電冷卻器通過最大電流時，熱電冷卻器兩端的電壓；
DTmax:當熱電冷卻器通過最大電流，同時，熱電冷卻器加載的熱量為零時，熱電冷卻器兩端所達到的最大溫差。
COP：綜合性能系數（coefficientof performance），表示冷卻的熱量值與輸入能量的比值Qc/(V*I)；
Th：熱電冷卻器熱端溫度；
RAC：熱電冷卻器的電阻。
下圖為某TEC基本參數表：
對于TEC而言，當運行溫度不同時，由于電氣性能變化，上文所提及的關鍵參數也將有所不同。此例中，取熱端溫度為50℃的性能參數。假定需求場景為：發熱芯片功耗為20W，要求溫度控制在26℃，依此計算此TEC的工作點（工作電流和工作電壓）。
芯片溫度控制在26℃，則溫升要求為24℃。通過規格書中的制冷量、電流、溫差圖，獲知工作電流應為4A：
此處4A的電流，指的是TEC工作穩定之后的電流，啟動時，工作電流稍大。在某些TEC規格書中還提供有電壓、電流和溫差線圖，此時，可以在此圖中將對應的電壓線找到，并使得溫差為零（初始狀態，冷熱面溫差為零），回溯獲得初始電流值。如果規格書中并未提供此圖，則通常按照穩態電流值的~1.2倍設置。
根據電流、電壓、溫差圖，查知工作電壓為4.5V。依工作電壓和工作電流，計算得為實現當前熱傳量并維持所要求的溫差，所需輸入功率為Pin = I * V = 4A * 4.5V = 18 W. 換算知此時TEC綜合效率系數為COP = 20W/18W= 1.11.
展開 大型重整芳烴聯合裝置反應進出料換熱器選型分析
近期設計的大型化芳烴裝置異構化進出料換熱器熱端溫差40℃左右。目前已投產異構化裝置中最大的繞管式換熱器應用于某1.5Mt/a芳烴裝置異構化單元，裝置運行初期熱端溫差28℃，比設計值低13℃，換熱性能較好。
最大的板式換熱器應用于某2.0Mt/a芳烴裝置異構化單元，裝置運行初期熱端溫差34℃，比設計值低9℃，換熱性能較好。
電動汽車快速充電循環下鋰離子軟包電池的優化冷卻和熱分析
圖2 單個電池的恒流充電顯示(a)最高溫度，(b)溫差和(c)產熱速率。單個電池在1.98C充電期間的溫度分布顯示在時間步長：(d)為50s(e)1000s(f)1330秒。
圖3 比較1P4S (a)最高溫度、(b)溫差和(c)在不同碳速率下的熱產生率。在(a) 50s (b) 1000s (c) 1330s下，充電1.98C時1P4S的溫度分布。
圖4 1P4S模塊的底部冷卻顯示：(a)最高溫度，(b)溫差，以及不同碳速率下的(c)產熱速率。1P4S模塊的頂部和底部冷卻顯示：(d)最高溫度，(e)溫差和(f)不同碳速率產生的熱量。
圖5 在(a) 50 s充電1.30s，(b)1000s(c)2440s時，1P4S的溫度分布。在(d) 50 s (e) 1000 s和(f) 2440 s的條件下，充電1.30C時1P4S的溫度分布。
圖6 底部和上部冷卻組件顯示：(a)模塊最高溫度、(b)模塊溫差、(c)頂板最高溫度、(d)頂板溫差、(e)底板最高溫度和(f)底板溫差。
END
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展開 免噴涂材料中出現“新款”注塑缺陷，moldflow居然無法預測
抽屜上亮點，后面一點為調整最后方的熔接線的位置準備，而在調整的時候，發現在產品的末端會有一個除溫差線之外的線，一眼看出來，不是溫差線，更像是材料融料不均的一根線，但是更改材料溫度、增加背壓都沒有任何的改善，表現形狀略略改變，但是位置不變，長度也沒有任何變化。
就是位置不會變化，但是其余表現形式會略有差異，前期CAE分析報告中也沒有提及此處會有變化。此線即為新發現的瑕疵，取名新波痕。
經過多種嘗試，發現這個線和前面的溫差線的移動趨勢完全一致，及溫差線前移，該條線在產品上的位置也是在前移，溫差線后移，就可以慢慢將這道線趕出產品的表面，但是因為前期并沒有分析出這條線，所以模具的澆口位置已經確認，沒法調整，溫差線也無法放到一個理想的位置。
之后更改材料的速度、溫度、保壓壓力等對這條線的相對位置并沒有任何的變動，突然發現，這條線的成因只是和澆口開的時機相關聯，因為更改速度之類的相對來說也是對澆口的開關時機發生變化（時間控制器調整的順序閥，改成位置控制后沒有任何變化）。于是基本考慮此種問題和材料本身屬性有關。對比之前的PS基料并無此類問題發生，將矛頭點指向了添加的填充劑------鋁粉。
上面兩圖所示，因為后面壁厚均勻，將兩條線的相對位置和第二個澆口位置做比對，發現距離幾乎一致，而且在變動第二個澆口開的位置或者時間的時候，兩根線的相對距離同時更改。
第一個距離為溫差線到第二個澆口的距離，而第二個距離是溫差線到第二根新波痕之間的距離。不論時間、速度、料溫如何更改，總是能夠得出這兩個距離的位置是相同的，或者是兩段的材料體積、重量是個固定值，由此可以斷定，此瑕疵的確是由第二個澆口開啟導致的問題。
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