Fabrication et conversion thermoélectrique de brique en béton thermoélectrique avec unileg N enterré

Jun 02, 2023

Rapports scientifiques volume 13, Numéro d'article : 916 (2023) Citer cet article

1203 accès

2 Citations

Détails des métriques

Pour étudier l'effet de la réduction de la perte de chaleur due à l'isolant thermique et à la résistance de l'interface thermique due à la structure multicouche afin d'améliorer l'efficacité d'un dispositif thermoélectrique, une brique de béton thermoélectrique a été fabriquée à l'aide d'un module thermoélectrique CaMnO3 unileg de type n à l'intérieur. Les matériaux thermoélectriques CaMnO3 ont été synthétisés à partir des matériaux de départ CaCO3 et MnO2 pour produire un module CaMnO3 unileg de type n. La brique en béton thermoélectrique se composait de deux types: la brique à couche I (une couche d'isolant thermique en béton) et la brique à couche III (trois couches d'isolants en béton différents). La différence de température, le courant électrique et la tension survenant sur le module CaMnO3 et la brique de béton thermoélectrique ont été mesurés dans des circuits fermés et ouverts. La différence de température, la distribution thermique et la tension de sortie lors de l'application de températures constantes de 100, 200 et 400 °C ont été mesurées. Des simulations informatiques de la méthode des éléments finis (FEM) ont été effectuées pour comparer avec les résultats expérimentaux. Les tendances de la différence de température et de la tension de sortie des simulations expérimentales et informatiques étaient en bon accord. Les résultats de la différence de température pendant la température du côté le plus chaud de 200 ° C ont montré que la différence de température le long de la direction verticale des briques en béton thermoélectrique pour les deux types de brique à couche III de 172 ° C et de brique à couche I de 132 ° C est supérieure à celle du module CaMnO3 TEG sans utiliser d'isolant thermique en béton de 108 ° C. Les briques en béton thermoélectrique de type brique à couche III de 27,70 mV ont affiché des résultats de tension de sortie supérieurs à ceux de la brique à couche I de 26,57 mV et du module CaMnO3 TEG sans utiliser d'isolant en béton thermique de 24,35 mV. La brique en béton thermoélectrique de type brique à couche III a affiché une puissance de production électrique supérieure à celle de la brique à couche I et du module CaMnO3 TEG. De plus, les résultats ont montré la capacité de la brique de béton thermoélectrique dans le modèle de brique à trois couches pour la production d'électricité en fonction de la différence de température. La brique de béton TEG en béton à couche I recouvrant le circuit combiné série-parallèle de 120 modules du CaMnO3 unileg de type n a été construite puis intégrée à la surface extérieure du four. Pendant la température maximale du côté le plus chaud de 580 ° C de la brique en béton, la différence de température entre le côté le plus chaud et le côté le plus froid de la brique s'est produite à 365 ° C et la tension de sortie maximale a été obtenue à 581,7 mV.

Les générateurs thermoélectriques (TEG) sont des dispositifs générant de l'énergie électrique directement à partir d'énergie thermique. Les TEG peuvent fonctionner sans pièces mécaniques en mouvement ni réactions non chimiques, car l'avantage des TEG est l'absence de pollution et de silence1. Les applications du TEG comprennent la production d'électricité dans l'espace et les régions éloignées, la récupération de la chaleur résiduelle dans les automobiles et les industries, la microélectronique et les capteurs2, les poêles à biomasse3,4, le générateur thermoélectrique solaire (STEG)5, le textile6, la peinture7 et les appareils thermoélectriques portables8,9,10,11.

L'efficacité de conversion thermoélectrique du TEG (η) est définie comme le rapport entre la puissance électrique de sortie (P) fournie à la charge et le taux d'apport de chaleur (Q̇h) absorbé à la jonction chaude du TEG en utilisant l'équation suivante \(\eta = \frac{P}{{\dot{Q}_{h} }}\)12 : L'efficacité du TEG est également calculée sous forme de facteur de mérite des matériaux par13 :

où ZT est le facteur de mérite sans dimension ; \(T_{H}\) et \(T_{C}\), sont respectivement la température du côté le plus chaud et le côté le plus froid. Comme le montre l'éq. (1), l'efficacité des modules TEG dépend de ZT et de la différence de température maintenue pendant le fonctionnement du TEG. Au cours des deux dernières décennies, des progrès significatifs ont été réalisés dans l'amélioration des performances ZT des matériaux thermoélectriques (TE). Cependant, les performances des modules TE sont bien inférieures à l'efficacité théorique en raison d'une optimisation inefficace de la structure du module TEG, des pertes de chaleur et des pertes électriques13.

La réduction des pertes de chaleur en remplissant les isolants thermiques promet une approche pour maintenir une différence de température élevée du module qui améliore l'efficacité du TEG du module. Récemment, Song et al.1 ont rapporté des résultats mathématiques et expérimentaux sur la réduction des pertes de chaleur du module TEG en utilisant de l'air, de l'aérogel, du Min-K et de la fibre de verre comme matériau de remplissage isolant thermique. L'aérogel de remplissage en tant qu'isolant thermique recouvre les modules, ce qui entraîne une amélioration de l'efficacité de 8,225 %. Lee et al.14 ont installé un module TEG sur la surface de l'échantillon de béton et du puits de refroidissement pour maintenir la différence de température et générer une petite puissance électrique à partir de la lumière solaire simulée. Whalen et al.15 construisent des thermopiles de bismuth-tellurure et une isolation en aérogel qui génèrent une puissance électrique moyenne de 1,1 mW à partir du flux de chaleur diurne à travers la couche de sol du Mexique. Cette gamme de puissance est compétitive avec les batteries chimiques. Wu et al.16 construisent un système de récupération d'énergie qui produit de l'électricité à partir du gradient thermique à travers les structures de chaussée. L'isolation multicouche (MLI), plusieurs feuilles de Kapton recouvertes de métal hautement réfléchissant et d'entretoises à faible conductivité thermique capables de maintenir des centaines de gradients de température sur quelques millimètres d'épaisseur d'isolation, a été introduite pour les missions spatiales en 195017. Gallegos et al. Le résultat montre qu'une lame d'air d'une épaisseur de 10 cm avec quatre cloisons réduit d'environ 44% le flux de chaleur à travers la paroi concernant une seule lame d'air de même épaisseur. Les dalles en béton armé multicouches avec des matériaux d'isolation thermique sont pratiques et largement utilisées dans le monde entier. Plusieurs recherches numériques19,20 ont rapporté une réduction significative de la consommation d'énergie des bâtiments à murs multicouches. Diverses études de simulation par ordinateur aboutissent à un excellent accord avec l'expérience21,22,23,24,25.

Étant donné que la capacité de puissance électrique est largement utilisée à environ 200 mV/K, il devient essentiel d'augmenter la tension de sortie des TEG en combinant plusieurs centaines de branches du module TEG en un circuit en série26,27. Cependant, la structure de module classique de type p/n est compliquée à réaliser. La structure du module de type p/n crée plusieurs points de jonction qui provoquent une résistance interne du module TE26. Les environnements de fonctionnement typiques des TEG impliquent des fluctuations de température28 qui ont également provoqué une inadéquation de la dilatation thermique entre les branches de type p et de type n de la structure des TEG28,29,30. La structure unijambiste du module TEG offre une structure facile à fabriquer, qui réduit également ce décalage de dilatation thermique. De plus, cette structure confère une bonne résistance mécanique et augmente la durée de vie du module TEG29. La structure TEG de type p/n peut fonctionner à différentes valeurs ZT incompatibles, ce qui nuit aux performances globales du module TEG.

Les matériaux oxydes et pérovskites TE présentent de nombreux avantages par rapport aux matériaux TE de pointe. Ce sont des éléments bon marché et abondants. Leur grande stabilité thermique et chimique permet de les utiliser à l'air libre sans revêtement particulier. Les propriétés chimiques polyvalentes et les structures complexes des oxydes TE facilitent la modification de leur structure. Le composé CaMnO3 est un matériau TE pérovskite bien connu. Selon les précurseurs, le procédé de synthèse et la microstructure, la conductivité électrique du CaMnO3 varie de 10−2 à 6,3 S/cm à température ambiante6.

Ici, cet article vise à étudier l'effet de la réduction des pertes de chaleur à l'aide d'un isolant thermique à une couche et d'isolants multicouches, en obtenant des différences de température plus élevées, puis en améliorant l'efficacité du module TEG. Pour prouver que le concept combiné de réduction des pertes de chaleur à l'aide d'isolants thermiques et le concept de conversion directe des pertes de chaleur des murs en béton génèrent de l'électricité à l'aide du dispositif thermoélectrique, le béton a été utilisé comme isolant thermique recouvrant le module TEG. Un module CaMnO3 TEG unileg de type n sans isolant thermique a été mesuré comme échantillon témoin. Le module TEG enterré dans des briques de béton a été fabriqué à l'aide d'une structure unileg de module TEG CaMnO3 de type n (appelé module CaMnO3 unileg de type n). Le module CaMnO3 a été synthétisé à partir des matières premières CaCO3 et MnO2 par une méthode de réaction à l'état solide. L'isolant thermique recouvrant le module unileg n-type CaMnO3 a été fabriqué avec différentes couches de béton thermiquement isolant en 2 modèles de type brique : 1) une couche de béton thermiquement isolant (appelée brique à couche I) et 2) trois couches de béton thermiquement isolant (appelée brique à couche III). Une simulation informatique de la méthode des éléments finis (FEM) a été utilisée pour optimiser les performances des briques de béton thermoélectriques. La distribution thermique d'un module CaMnO3 TEG sans isolant thermique et des deux types de briques de béton thermoélectriques lors de l'application d'une température constante a été étudiée. Les comportements thermiques et électriques lors de l'application d'une température constante ont également été étudiés à la fois pour les mesures en circuit fermé et en circuit ouvert.

Les modèles XRD de l'échantillon de CaMnO3 sont présentés dans les informations supplémentaires (Fig. S1). Les modèles XRD ont montré la phase structurale de la structure pérovskite du composé CaMnO3, correspondant au fichier JCPDS # 89–0666. Cela a confirmé que l'échantillon de CaMnO3 formait la phase de structure pérovskite CaMnO3. Sur la base des raffinements de Rietveld (qualité d'ajustement 1,14), la taille de cristallisation calculée de CaMnO3 était de 2,78 μm et la déformation de réseau calculée était de 0,022 %. De plus, l'échantillon de CaMnO3 a été utilisé pour fabriquer le module unileg TEG pour la brique de béton thermoélectrique.

L'analyse SEM et la cartographie EDS des échantillons de CaMnO3 sont présentées dans les informations supplémentaires (Fig. S2). L'image SEM de l'échantillon de CaMnO3 fritté dans les informations supplémentaires (Fig. S2a) affichait une large gamme de distributions de taille variant en taille d'environ 1 à 3 μm. L'EDS dans les informations supplémentaires (Fig. S2b) montre les résultats en présentant les atomes de Ca, Mn et O comme indicateur de la structure de phase de formation de CaMnO3. Cartographie EDS de la poudre de CaMnO3 dans les informations supplémentaires (Fig. S2c) affichant une distribution élémentaire homogène des atomes de Ca, Mn, O et C sur les surfaces de la poudre. Les distributions élémentaires des atomes Ca, Mn, O et C sur les surfaces en poudre des échantillons CAMNO3 étaient de 24,74%: 38,57%: 30,73%: 5,96% pour les rapports de poids de poids de Ca: Mn: O: C et 16,52%: 18,79%: 51,41%: 13,28% pour le rat de% atomique de CA: MN: o: C, respectivement. Les résultats expérimentaux du rapport en % en poids et du rapport en % atomique sont étroitement cohérents avec les références30,31.

La figure 1 montre la conductivité thermique expérimentale, le coefficient Seebeck et la conductivité électrique des échantillons de CaMnO3 en fonction de la température entre la plage de température de 300 à 600 K et la courbe ajustée correspondant à chaque donnée. Les données expérimentales et les courbes ajustées confirment le comportement de dépendance à la température du coefficient Seebeck, de la conductivité électrique et de la conductivité thermique. Selon la figure 1a, la conductivité thermique des échantillons variait de 0, 65 à 0, 85 W / mK dans la plage de températures de 300 à 600 K. Les valeurs de conductivité thermique augmentaient légèrement avec l'augmentation de la température. La courbe ajustée correspondant à la conductivité thermique confirme le comportement positif de dépendance à la température de la conductivité thermique. Selon la figure 1b, les valeurs du coefficient Seebeck présentaient un signe négatif, suggérant un conducteur de matériaux de type n (l'électron est un vecteur majeur). Les valeurs du coefficient Seebeck étaient comprises entre − 520 et − 457 µV/K entre la plage de températures de 300 à 600 K. La valeur absolue du coefficient Seebeck diminuait avec l'augmentation de la température. La courbe ajustée correspondant au coefficient Seebeck confirme le comportement positif de dépendance à la température du coefficient Seebeck. Cette tendance indique un comportement semi-conducteur et la faible concentration en porteurs de l'échantillon de CaMnO331. Selon la Fig. 1c, la valeur de conductivité électrique a été présentée dans la plage de 100 à 200 S/m pendant la plage de température de 300 à 600 K. Les valeurs ont augmenté avec l'augmentation de la température. La courbe ajustée correspondant à la conductivité électrique confirme le comportement positif de dépendance à la température de la conductivité électrique.

Propriétés thermoélectriques de l'échantillon de CaMnO3 : (a) conductivité thermique, (b) coefficient Seebeck, (c) conductivité électrique, (d) facteur de puissance (PF) et (e) facteur de mérite (ZT) en fonction de la température.

Le facteur de puissance calculé (PF) et le facteur de mérite (ZT) correspondant à la conductivité thermique expérimentale, au coefficient Seebeck et à la conductivité électrique des échantillons de CaMnO3 dans la plage de températures de 300 à 600 K, comme indiqué sur les Fig. 1d et e, respectivement. Selon la Fig. 1d, la valeur PF a été présentée dans la plage de 29 à 50 µW/(mK2) pendant la plage de température de 300 à 600 K. Selon la Fig. 1e, la valeur ZT a été présentée dans la plage de 0,012 à 0,025 pendant la plage de température de 300 à 600 K. La valeur de PF et de ZT a augmenté avec l'augmentation de la température. La courbe ajustée correspondant au PF et au ZT calculés confirme le comportement positif de dépendance à la température du PF et du ZT entre la plage de température de 300 à 600 K.

Les tiges thermoélectriques ont été fabriquées en utilisant des poudres de CaMaO3 pressées à froid par une machine semi-autonome en tiges de 1,0 cm de diamètre, 2,0 cm de hauteur verticale et frittées à l'aide d'un four électrique à une température de 1100 ° C pendant 12 h, comme illustré à la Fig. 2. Le module unileg CaMnO3 TEG sans isolant thermique est illustré à la Fig. 3a. Les fils électriques, qui sont des fils électriques de protection thermique, ont été connectés à des électrodes inférieures et supérieures en aluminium pour la mesure des propriétés électriques. Le côté inférieur du module TEG a été chauffé par une plaque chauffante, comme le montre la figure 3b, pour la conversion d'énergie thermoélectrique.

Les bâtonnets de CaMnO3.

Du béton thermo-isolant a été utilisé pour fabriquer des briques en béton thermoélectrique. Il existe trois types de mortier de ciment utilisés dans ce travail, notamment les types CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW. Les compositions chimiques des mortiers de ciment CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW fournies par le fournisseur commercial, comme indiqué dans les informations supplémentaires (tableau S1). Les modèles XRD des mortiers de ciment CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW sont présentés dans les informations supplémentaires (Fig. S3). Le pic caractéristique des échantillons a été indexé à Ca(OH)232,33,34, Ca2H0.60O4.30Si35,36, Ca6H2O13Si337,38, SiO239. Comme indiqué dans les informations complémentaires (tableau S2), les conductivités thermiques des mortiers de ciment CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW entre la plage de température de 400 à 1000 °C dépendent de la température.

CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW sont couramment utilisés comme isolants thermiques du four. Comme indiqué dans les informations supplémentaires (tableau S2), conductivité thermique de 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW dans la plage de températures de 400 à 1000 entre 0,25 et 0,63 W/m·K. Pour archiver la réduction de perte de chaleur la plus élevée, CAST 11 LW (la valeur de conductivité thermique la plus basse) a été fabriquée en brique à couche I. La figure 4b montre le schéma de principe des briques de béton thermoélectriques de type brique à couche I, qui utilisent le mortier de ciment CAST 11 LW pour le béton isolant thermique, avec le module unileg n-type CaMnO3 TEG à l'intérieur d'une brique. Notre brique à trois couches se compose de trois couches de différents types de béton. Pour augmenter la différence de température en augmentant la réduction des pertes de chaleur le long de la direction verticale du module TEG de la brique à trois couches, nos trois couches de béton ont été conçues pour (1) bloquer la chaleur à la couche la plus basse, (2) libérer de la chaleur à la couche la plus élevée et (3) générer une résistance d'interface thermique au contact de la couche intermédiaire. Pour obtenir le bloc thermique le plus élevé sur le côté inférieur du module TEG, CAST 11 LW (la conductivité thermique la plus faible) a été fabriqué au niveau de la première couche (couche la plus proche de la source de chaleur) de la brique à couches IIII. Pour générer une résistance d'interface thermique entre (1) la première couche et la deuxième couche, et (2) la deuxième couche et la troisième couche, CAST 13 LW (la valeur de conductivité thermique moyenne) a été fabriqué comme deuxième couche (couche intermédiaire). Enfin, pour archiver le dégagement thermique le plus élevé du côté le plus froid du module, CAST 15 LW (la valeur de conductivité thermique la plus élevée) a été fabriquée comme troisième couche (couche supérieure) de la brique à couches IIII. La figure 4c montre le schéma de principe des briques en béton thermoélectrique de type brique à trois couches qui utilisent le mortier de ciment CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW pour le béton isolant thermique, avec le module unileg n-type CaMnO3 TEG à l'intérieur d'une brique.

(a) Le module unileg n-type CaMnO3 TEG et (b) schéma du module unileg n-type CaMnO3 TEG chauffé par une source de chaleur (plaque chauffante)

Une simulation informatique de la brique de béton thermoélectrique, le logiciel Multiphysics®, qui est la méthode des éléments finis (FEM) intégrée au logiciel COMSOL Multiphysics v.5.540, a été utilisée pour simuler le comportement thermique et électrique du module thermoélectrique. Les équations gouvernantes utilisées dans la simulation FEM, comme indiqué dans les informations supplémentaires.

Le modèle de calcul du module TEG sans isolant thermique et le type de brique à couche I de la brique en béton thermoélectrique sont illustrés à la Fig. 5. Le module CaMnO3 TEG consistait en une pièce cylindrique de CaMnO3 de type n avec un diamètre de 10,0 mm et une longueur verticale de 20,0 mm. Les côtés supérieur et inférieur du module CaMnO3 TEG ont été mis en contact avec une électrode en aluminium d'une taille de 20,0 mm × 20,0 mm × 10,0 mm. Une plaque chauffante a été utilisée comme source de chaleur du module CaMnO3 TEG à la position de base. Les électrons libres du côté de la température la plus chaude (TH) du module CaMnO3 TEG avaient une énergie cinétique plus élevée que ceux du côté de la température la plus froide (TC). Après cela, l'électron diffuse de TH vers TC. La concentration différentielle des charges négatives et positives le long de la direction verticale de la pièce CaMnO3 en raison de la différence de température entre les températures les plus chaudes et les plus froides (dT = TH-TC) a provoqué la différence de potentiel (dV). Ce phénomène peut être expliqué par les effets Seebeck, les effets Peltier et les effets Thomson en tant qu'effets thermoélectriques. Le type de brique à couche I de briques en béton thermoélectrique, qui est le module CaMnO3 TEG à l'intérieur d'une brique pour une couche de béton CAST 11 LW, mesurait 20,0 cm × 20,0 cm × 4,5 cm. La figure 5a montre le diagramme schématique du modèle géométrique utilisé pour la simulation du module TEG sans le modèle d'isolant thermique et le type de brique à couche I du modèle de brique en béton thermoélectrique. La figure 5b montre le maillage des éléments finis du modèle utilisé pour la simulation du module TEG sans le modèle d'isolant thermique et le type de brique à couche I du modèle de brique en béton thermoélectrique. La condition aux limites de température et la condition aux limites potentielle du module TEG étaient recouvertes d'air ; et, le type de brique à couche I du modèle de brique en béton thermoélectrique a été recouvert de béton CAST 11 LW. La condition initiale du modèle de simulation informatique est la température ambiante et un potentiel nul au temps initial. La condition aux limites du modèle consiste en la température constante plus élevée sur le côté inférieur du module TEG sans le modèle d'isolant thermique et le côté inférieur du type de brique à couche I du modèle de brique en béton thermoélectrique, comme illustré à la Fig. 5c. La condition aux limites du potentiel électrique du côté le plus chaud du module TEG et de la brique en béton thermoélectrique a été fixée au potentiel zéro (mise à la terre), comme illustré à la Fig. 5d. Le courant thermique circulait dans le module TEG à partir de la source de chaleur uniquement et sortait du module TEG au niveau de l'électrode supérieure. La conduction thermique, la convection thermique et le rayonnement thermique ont été inclus dans la simulation des modules CaMnO3 TEG. La résistance électrique du contact matériel a été négligée.

Schéma de principe des briques de béton thermoélectrique (a) contenant le module unileg CaMnO3 TEG à l'intérieur du béton, (b) le type de brique à couche I (CAST 11 LW) et (c) le type de brique à couche III (CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW).

Le modèle de calcul du type de brique à couche III des briques en béton thermoélectrique est illustré à la Fig. 6a comme affichant la géométrie du modèle de brique à couche III qui est le module CaMnO3 TEG à l'intérieur d'une brique de trois couches de béton CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW. La figure 6b montre le maillage par éléments finis du modèle de brique à couches III. La condition initiale du modèle de simulation informatique est la température ambiante et un potentiel nul au temps initial. Les figures 6c et d montrent la condition aux limites de température et la condition aux limites de potentiel utilisées dans le modèle de simulation informatique du type de brique à couche III des briques en béton thermoélectrique.

Modèle de calcul du module TEG et du type de brique à couche I de brique en béton thermoélectrique à l'aide du logiciel COMSOL Multiphysics v.5.5 (https://www.comsol.com) 40 : (a) Schéma de principe du modèle géométrique, (b) maillage d'éléments finis du modèle de simulation et condition aux limites du modèle du modèle de simulation, (c) température plus chaude constante et (d) condition aux limites du potentiel électrique du côté le plus chaud du module TEG et du béton thermoélectrique.

Comme décrit précédemment dans la condition aux limites, la simulation informatique s'est vu attribuer une température plus chaude et un potentiel mis à la terre (V = 0) sur le côté inférieur du module TEG ou du module TEG dans les briques de couche I et III. Les résultats de la simulation informatique de la température, de la surface de température et de la tension de sortie, comme indiqué dans les informations supplémentaires (Fig. S4), sont en bon accord avec les conditions aux limites attribuées.

Une caméra d'imagerie thermique (Keysight Technologies, U5856A) avec une plage de température de − 20 à 650 ° C a été utilisée pour enregistrer la distribution thermique infrarouge du module CaMnO3 TEG sans isolant thermique et des briques en béton thermoélectriques de type brique à couche I et la brique à couche III à des températures côté chaud de 100, 200 et 400 ° C sont illustrés à la Fig. 7. Les résultats du module TEG sans isolant thermique montrent une petite différence de température le long de la direction verticale à l'intérieur du module lors de l'application d'une température plus élevée de 100 °C. Les résultats de l'application de températures plus élevées de 200 et 400 °C ont montré une température élevée le long du module TEG. Les briques à couche I affichent la différence de température à la température la plus chaude de 100 et 200 ° C, tout en affichant une température élevée le long du module TEG pendant la température la plus chaude de 400 ° C. Les résultats des briques à couche III ont montré une différence de température à l'intérieur du module TEG le long de la direction verticale pour 100, 200 et 400 °C. La majeure partie de la chaleur est confinée près du côté le plus chaud de la brique lors de l'application de la température la plus élevée pour 100 et 200 °C. Les résultats ont indiqué que la température de couverture le long des briques des couches I et III était plus efficace que le module TEG sans isolant thermique pour maintenir la différence de température.

Modèle de calcul du module TEG et du type de brique à couche III de brique en béton thermoélectrique à l'aide du logiciel COMSOL Multiphysics v.5.5 (https://www.comsol.com)

La figure 8 montre la répartition thermique sur le module CaMnO3 TEG et les briques en béton thermoélectrique. Les images de distribution thermique du module CaMnO3 TEG sans l'isolant, la brique de couche I et la brique de couche III sont illustrées aux Fig. 8a, b et c, respectivement. Les propriétés thermiques du module CaMnO3 TEG et des bétons isolants thermiques lors de l'application d'une température constante plus élevée à 200 ° C ont été enregistrées par une caméra infrarouge. Pour valider la simulation, les résultats FEM ont été comparés aux images infrarouges. L'image de distribution thermique de la simulation FEM en fonction du temps avec l'application de la température constante la plus chaude à 200 ° C est illustrée aux Fig. 8d, e et f. Tous les résultats expérimentaux et de simulation FEM montrent une diminution de la température le long de la direction verticale. Les figures 8a et d montrent les images de distribution thermique du module CaMnO3 TEG sans isolant thermique. L'image IR montre que la haute température couvre toutes les pièces le long de la direction verticale du module. Ce résultat est également confirmé par la simulation FEM indiquée par la température élevée autour du module sans isolant thermique. Les figures 8b et e montrent l'image de distribution thermique de simulation expérimentale et informatique du module CaMnO3 TEG à l'intérieur de la brique de couche I. Les deux résultats montrent un gradient de température le long de la direction verticale à la fois à l'intérieur du module et de l'isolant thermique recouvert. Les figures 8c et f montrent l'image de distribution thermique du module TEG à l'intérieur de la brique de couche III à partir de l'image IR et de la simulation informatique. Les deux résultats montrent un petit gradient de température le long de la direction verticale à la fois à l'intérieur du module et de l'isolant thermique recouvert.

(a) Le module CaMnO3 TEG sans isolant thermique, (b) Les briques en béton thermoélectrique, l'image de la caméra IR utilisant Keysight Technologies, U5856A (https://www.keysight.com/) de (c) le module CaMnO3 TEG, et (d, e) les briques en béton thermoélectrique de type brique à couche I et de type brique à couche III lors de l'application de la température du côté chaud à 100 °C, (d–f) pour une température à 20 0 °C, et (g–i) pour une température à 400 °C.

La conversion électrique du module CaMnO3 TEG et du module TEG dans les briques des couches I et III a été mesurée à la fois en circuit ouvert et en circuit fermé. Pour le module TEG sans isolant thermique, la face inférieure du module TEG était chauffée par une plaque chauffante. La température plus chaude (TH) et la température plus froide (TC) ont été mesurées à l'aide de multimètres avec la sonde thermocouple de type K sur le côté inférieur et le côté supérieur du module, respectivement. Pour le module TEG en briques à couches I et III, la face inférieure de la brique en béton thermoélectrique a été chauffée par une plaque chauffante. La température plus chaude (TH) et la température plus froide (TC) ont été mesurées à l'aide de multimètres avec la sonde à thermocouple de type K sur le côté inférieur et le côté supérieur des briques de béton thermoélectriques, respectivement. La différence de température (dT) entre la température la plus chaude et la température la plus froide a été calculée à partir de dT = TH−TC. Le module TEG sans isolant thermique et le module TEG en briques de couches I et III ont été connectés avec des fils électriques et des électrodes en aluminium inférieures et supérieures pour les mesures de tension et de courant électriques. Pour la mesure en circuit ouvert, comme illustré sur les Fig. 9a, b et d, la tension de sortie entre les électrodes inférieure et supérieure du module a été mesurée à l'aide d'un multimètre. La résistance interne a également été mesurée à l'aide d'un multimètre. Pour la mesure en circuit fermé, comme illustré à la Fig. 9c, les résistances électriques externes ont été connectées au circuit. La tension de sortie a été mesurée à l'aide d'un multimètre. Le courant de sortie a également été mesuré à l'aide d'un multimètre. Toutes les données mesurées ont été enregistrées à l'aide d'un logiciel d'enregistrement de données. Pour la mesure en circuit ouvert, la tension de sortie (dV) pour la différence de température (dT) a été effectuée pour décrire la tension en circuit ouvert des dispositifs thermoélectriques. Les propriétés électriques des dispositifs thermoélectriques à des températures constantes plus élevées de 100, 200 et 400 °C ont également été mesurées. Pour la mesure en circuit fermé, les propriétés électriques des dispositifs thermoélectriques ont été caractérisées à partir de la courbe IV et de la courbe IP.

Image de distribution thermique du module CaMnO3 TEG sans isolant thermique et des briques en béton thermoélectrique de type brique à couche I et de type brique à couche III lors de l'application d'une température côté chaud à 200 °C : (a–c) résultats expérimentaux de l'image infrarouge avec Keysight Technologies, U5856A (https://www.keysight.com/), et (d–f) résultats de calcul de la simulation FEM avec le logiciel COMSOL Multiphysics v.5.5 (https://www.comsol.com ) 40

Comme le montre la figure 10, la tension de sortie générée du module TEG sans isolant thermique, le module en brique à couche I et le module en brique à couche III ont varié linéairement avec la différence de température. Nous avons obtenu les relations \(\Delta V = 0,26\Delta T,\)\(\Delta V = 0,37\Delta T\) et \(\Delta V = 0,50\Delta T\) qui décrivent la tension en circuit ouvert du module TEG sans isolant thermique, le module en brique à couche I et le module en brique à couche III, respectivement.

(a, b) Schéma de principe de la mesure en circuit ouvert du module TEG, (c) Schéma de principe de la mesure en circuit fermé du module TEG, (d) Configuration expérimentale de la brique en béton thermoélectrique (types de briques à couches I et III).

Les résultats expérimentaux de la mesure en circuit ouvert du module CaMnO3 TEG et de la brique de béton thermoélectrique dans le type de brique à couche I et de type brique à couche III à une température plus chaude de 200 ° C sont présentés à la Fig. 11. La température plus chaude et la température plus froide en fonction du temps à partir des résultats expérimentaux sont présentées à la Fig. 11a. En tant que source de chaleur de l'expérience, une plaque chauffante de contrôle de température a été chauffée à partir de la température ambiante jusqu'à atteindre la température cible plus chaude de 200 ° C. Comme le montre la figure 11a, la température plus chaude stable a été atteinte environ 15 minutes plus tard. La température moyenne plus élevée pendant 40 à 60 min pour le module TEG sans isolant thermique, la brique de couche I et la brique de couche III est de 172, 172 et 210 °C, respectivement. La température moyenne plus froide pendant 40 à 60 min pour le module TEG sans isolant thermique, la brique de couche I et la brique de couche III est de 62, 41 et 37 ° C, respectivement. La température plus froide en fonction du temps à partir des résultats de la simulation FEM est illustrée à la Fig. 11d. Les résultats indiquent que la température plus froide des résultats de la simulation FEM était proche de celle des résultats expérimentaux.

Tension de sortie en fonction de la différence de température obtenue lors de la mesure en circuit ouvert.

La différence de température en fonction du temps à partir des résultats expérimentaux est illustrée à la Fig. 11b. La différence de température moyenne pendant 40 à 60 min pour le module TEG sans isolant thermique, la brique de couche I et la brique de couche III est de 108, 132 et 172 °C, respectivement. Comme indiqué dans les informations supplémentaires (Fig. S5), pendant la température la plus chaude d'environ 200 ° C, la différence de température du module TEG sans isolant thermique est de 108 ° C et celle de la brique à couche I est de 132 ° C. Ce résultat indique que le module TEG en brique à couche I permet un transfert de chaleur plus faible (réduction plus élevée de la perte de chaleur) que le module TEG sans isolant thermique.

Compte tenu de la transmission thermique (valeur U) de (1) le module TEG sans isolant thermique et (2) le module TEG en brique à couche I a été calculé en utilisant la même géométrie de brique, comme indiqué dans les informations supplémentaires (Fig. S6). Selon les informations supplémentaires (Fig. S6), la géométrie de la brique se compose de trois parties. La partie inférieure et la partie supérieure sont la zone rectangulaire avec la taille de 20,0 cm × 20,0 cm × 1,25 cm et la partie médiane est la tige verticale avec la taille de 1,0 cm de diamètre et 2,0 cm de hauteur verticale à l'intérieur de la zone rectangulaire avec la taille de 20,0 cm × 20,0 cm × 2,0 cm. La zone intérieure de la partie médiane est le module CaMnO3 TEG. La résistance thermique totale a été calculée à partir de la somme en série des résistances thermiques des parties inférieure, médiane et supérieure. La résistance thermique de la partie médiane a été calculée à partir de la somme parallèle de la résistance thermique de la tige intérieure et de la zone extérieure. La transmission thermique est l'inverse de la résistance thermique totale.

Le mécanisme de transfert de chaleur du module TEG sans isolant thermique consiste en (1) la conduction thermique de la tige CaMnO3 TEG à l'intérieur de la partie médiane et (2) la convection thermique de l'air naturel dans les zones inférieure, supérieure et externe de la partie médiane. Tout d'abord, la résistance thermique due à la conduction thermique est calculée à l'aide de l'équation \(R_{cond} = L/(\kappa A)\), où L est la longueur de la tige TEG de 2,0 cm, A est la section transversale de 1,0 cm de diamètre de la tige TEG et \(\kappa\) est la conductivité thermique de la tige CaMnO3 TEG d'environ 0,65 W/m·K. Deuxièmement, la convection de chaleur de l'air naturel dans les zones inférieure, supérieure et extérieure de la partie médiane est calculée à l'aide de l'équation \(R_{conv} = 1/(hA)\), où h est le coefficient de transfert de chaleur par convection de l'air naturel d'environ 25 W/m2·K41,42, A étant la section transversale de la partie inférieure, supérieure et extérieure de la partie médiane, respectivement. La résistance thermique totale calculée autour de 3 K/W et la transmission thermique du module sans isolant thermique sont égales à 8,25 W/m2·K.

Le mécanisme de transfert de chaleur du module TEG dans la brique à couche I consiste en (1) la conduction thermique de la tige CaMnO3 TEG à l'intérieur de la partie centrale et (2) la conduction thermique de CAST 11 LW en tant qu'isolant thermique dans la partie inférieure, supérieure et extérieure de la partie centrale. La résistance thermique due à la conduction thermique de la tige CaMnO3 TEG est calculée en utilisant la conductivité thermique de la tige CaMnO3 TEG égale à 0,65 W/m·K. Selon les informations supplémentaires (tableau S2), les valeurs de conductivité thermique entre la plage de température de 400 à 1 000 °C du mortier de ciment CAST 11 LW sont d'environ 0,25 à 0,40 W/m·K. L'extrapolation linéaire de la conductivité thermique du CAST 11 LW pendant la plage de température de 400 à 1000 °C a été effectuée et a obtenu la conductivité thermique extrapolée du mortier de ciment CAST 11 LW à 200 °C égale à 0,20 W/m·K. La conductivité thermique du CAST 11 LW égale à 0,20 W/m·K est utilisée pour calculer la résistance thermique de l'isolant thermique recouvrant le module TEG du I -couche de brique. La résistance thermique totale calculée d'environ 51,2 K/W et le coefficient de transmission thermique de la brique en I sont égaux à 0,49 W/m2·K.

Selon les informations supplémentaires (Fig. S6), le mécanisme de transfert de chaleur du module TEG en brique à trois couches consiste en la conduction thermique de la tige CaMnO3 TEG à l'intérieur de la partie médiane, la conduction thermique de 1,25 cm de longueur de CAST 11 LW à la partie inférieure (R1), 0,25 cm de CAST 11 LW (R2), 1,5 cm de longueur de CAST 13 LW (R3) et 0,25 cm de longueur de CAST 15 L W (R4) à la zone extérieure de la partie médiane, respectivement et conduction thermique de 1,25 cm de longueur de CAST 15 LW à la partie supérieure (R5). La résistance thermique due à la conduction thermique de la tige CaMnO3 TEG est calculée en utilisant la conductivité thermique de la tige CaMnO3 TEG égale à 0,65 W/m·K. Selon les informations complémentaires (tableau S2), les valeurs de conductivité thermique entre la plage de température de 400 à 1000 °C des mortiers de ciment CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW sont d'environ 0,25 à 0,63 W/m·K. L'extrapolation linéaire de la conductivité thermique de CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW dans la plage de température de 400 à 1000 °C a été effectuée et les conductivités thermiques extrapolées à 200 °C sont respectivement de 0,20, 0,34 et 0,58 W/m·K. La conductivité thermique extrapolée du CAST 11 LW CAST 13 LW et CAST 15 LW est appliquée pour calculer la résistance thermique de l'isolant thermique recouvrant le module TEG de la brique à couches III. La résistance thermique totale calculée est d'environ 3,69 K/W et la transmission thermique de la brique en I est égale à 6,7 W/m2·K.

La transmission thermique calculée du module TEG sans isolant thermique environ 16,8 fois supérieure à celle de la brique à couche I a prouvé le concept d'utilisation d'un isolant thermique pour maintenir une différence de température plus élevée entre le côté le plus chaud et le côté le plus froid de la brique à couche I par rapport au module TEG sans isolant thermique. La transmission thermique calculée de la brique à couche III est environ 13,6 fois supérieure à celle de la brique à couche I. Ce résultat calculé contraste avec la différence de température expérimentale selon les informations supplémentaires (Fig. S5). Cependant, comme l'ont rapporté Grujicic et al.43, l'effet de la résistance de l'interface thermique doit être inclus comme un rôle important dans la gestion de la chaleur des appareils électroniques.

Les résultats de la simulation FEM sont illustrés à la Fig. 11e. La tendance de la différence de température des trois modèles est en bon accord entre l'expérience et la simulation à une température constante plus élevée de 200 °C. La différence de température a atteint la valeur la plus élevée près de l'heure de démarrage. Il existe des différences de température qui diminuent à mesure que la température augmente jusqu'à la température cible. Après cela, il y a des différences de température constantes pendant la température constante plus chaude. La différence de température des deux modules TEG dans les briques à couche I et à couche III avait des valeurs similaires et était supérieure à la différence de température du module TEG sans isolant thermique.

La tension de sortie en fonction du temps à partir des résultats expérimentaux est illustrée à la Fig. 11c. La tension de sortie moyenne du module TEG sans isolant thermique, de la brique de couche I et de la brique de couche III pendant 40 à 60 min est de 24,35, 26,57 et 27,70 mV, respectivement. Les résultats de la simulation FEM sont présentés sur la figure 11f. Les tendances de la simulation informatique et des résultats expérimentaux sont en bon accord. En fonction du temps et de la tension de sortie du module TEG sans isolant thermique, le module TEG dans les briques de couche I et de couche III atteint la tension de sortie la plus élevée entre 20 et 30 mV lorsque la température augmente de la température ambiante à la constante cible température. À une température constante plus chaude de 200 ° C, il y a quelques réductions dans les tensions de sortie expérimentales et de simulation FEM du module TEG dans les briques de couche I et de couche III. À une température constante plus élevée, la tension de sortie du module TEG sans isolant thermique est inférieure à la tension de sortie du module TEG dans les briques à couches I et III.

Comme le montrent les figures 11d, e et f, les résultats de la simulation FEM de la brique de couche I et de la brique de couche III affichent la même température plus froide, la même différence de température et la même tension de sortie. Les recherches de Hogblom et Andersson25 ont effectué des simulations d'éléments finis 3D, y compris la résistance d'interface thermique du module commercial basé sur TEG Bi2TE3. Les résultats de la simulation ont été réalisés dans les mêmes conditions que dans les expériences permettant une excellente prédiction précise des performances du module sur la plage d'entrées des conditions de fonctionnement. Nous n'avons sincèrement aucune preuve de la simulation FEM incluant la résistance de l'interface thermique à ce stade, mais nous pensons que la raison de nos résultats FEM est que nos simulations FEM effectuées n'incluaient pas l'effet de la résistance de l'interface thermique entre la couche intermédiaire inférieure et supérieure de la brique à trois couches.

Les valeurs de résistance interne du module TEG sans isolant thermique et de la brique de béton thermoélectrique des briques de couches I et III en fonction du temps sont illustrées à la Fig. 12. Un schéma de principe de la mesure interne en circuit ouvert du module thermoélectrique peut être vu à la Fig. 4. La résistance interne de tous les modèles a diminué au début de l'expérience tandis que la température TH a augmenté de la température ambiante à la température constante cible à 200 ° C. La résistance interne du module dans les briques de couche I et de couche III avait la même valeur d'environ 100 Ω qui était inférieure à la résistance interne du module sans isolant thermique d'environ 600 Ω.

( a – c ) Les résultats expérimentaux et ( d – f ) Les résultats de la simulation FEM de température plus chaude et plus froide, ( a, d ), différence de température, ( b, e ) tension de sortie, ( c, f ) pendant la température cible plus chaude de 200 ° C en fonction du temps.

Selon les résultats expérimentaux de la Fig. 11a, la température du côté le plus chaud augmentait du point de départ à la température ambiante jusqu'à atteindre la température cible stable du côté le plus chaud de 200 ° C après 20 min plus tard. Selon la Fig. 1c, la conductivité électrique expérimentale des échantillons de CaMnO3 pendant la plage de température de 300 à 600 K augmente avec l'augmentation de la température. Selon la figure 12, la résistance interne en tant qu'inverse de la conductivité électrique a diminué avec l'augmentation de la température.

Basé sur la définition du libre parcours moyen qui est la plus longue distance de déplacement du porteur sans aucune collision. Le libre parcours moyen le plus élevé indique la conductivité la plus élevée de l'échantillon. Résistance interne, l'obstacle provoque un libre parcours moyen inférieur des porteurs. Les porteurs à haute énergie cinétique (haute température) se déplacent plus rapidement que ceux à énergie cinétique plus faible et archivent ensuite un libre parcours moyen plus élevé. Pour le module CaMnO3 TEG, le mouvement du porteur électrique dû à l'énergie cinétique différente (différence de température) provoque la différence de libre parcours moyen du porteur du côté le plus chaud et le côté le plus froid du module. En résumé, la plus grande différence de libre parcours moyen entre le support du côté le plus chaud et le côté le plus froid (en raison de la différence de température plus élevée) entraîne une conductivité électrique plus élevée et une résistance interne plus faible de l'échantillon.

Selon la Fig. 8 et la Fig. 11b, pendant le même côté de température le plus chaud de 200 ° C, différents mécanismes de transfert de chaleur ont provoqué trois valeurs distinctes de la différence de température entre le côté le plus chaud et le côté le plus froid des échantillons. Selon le détail du paragraphe suivant, la conduction thermique est une partie importante du mécanisme de transfert de chaleur de (1) le module TEG sans isolant thermique, (2) le module en couche I et (3) le module en brique à couche III. En résumé, la conduction thermique affecte la différence de température, puis affecte la conductivité électrique et la résistance interne des échantillons.

Effet de négligence du rayonnement thermique, le mécanisme de transfert de chaleur du module TEG sans isolant thermique consiste en une conduction thermique à l'intérieur du module CaMnO3 TEG et une convection thermique de l'air naturel autour du module TEG. Le mécanisme de transfert de chaleur du module TEG dans la brique à couche I est la conduction thermique du module CaMnO3 TEG et la conduction thermique de l'isolant thermique environnant de CAST 11 LW avec la conductivité thermique extrapolée de 0,2 W/m·K pendant le côté de température le plus chaud de 200 °C. Le mécanisme de transfert de chaleur du module TEG en brique à trois couches consiste en la conduction thermique du module CaMnO3 TEG et la conduction thermique de la série environnante d'isolant thermique de CAST 11 LW (la partie inférieure), CAST 13 LW (la partie médiane) et CAST 15 LW (la partie supérieure) avec la conductivité thermique extrapolée de 0,2, 0,34 et 0,58 W/m·K pendant le côté de température le plus chaud de 200 ° C, respectivement. Selon Grujicic et al.43, l'effet de la résistance de l'interface thermique devrait être inclus en tant que mécanisme de transfert de chaleur important du module TEG dans la brique à trois couches. Ces résultats ont prouvé que le concept d'utilisation d'un isolant thermique de briques à couche I et à couche III maintient une différence de température plus élevée entre le côté le plus chaud et le côté le plus froid du module TEG.

Dans la mesure en circuit fermé, la résistance de charge externe variable était connectée au circuit. La température du côté le plus chaud a été élevée à partir de la température ambiante. Le côté le plus chaud, la température du côté le plus froid, la tension de sortie (V) et le courant de sortie (I) ont été mesurés et la différence de température a été calculée à partir de dT = TH—TC. Lorsque la différence de température atteint la température cible de 100 ou 150 ° C, la puissance de génération électrique calculée (P = IV) en fonction de la résistance de charge entre 0 et 2000 Ω du module TEG sans isolant, entre 0 et 1000 Ω du module TEG dans la couche I et la brique de couche III sont présentées à la Fig. 13a. La puissance de génération électrique en fonction du courant électrique et la tension de sortie en fonction du courant électrique sont représentées sur les figures 13b et c, respectivement.

Résistance interne du module TEG sans isolant thermique et de la brique en béton thermoélectrique des briques des couches I et III en fonction du temps.

Comme le montrent les Fig. 13a et b, la puissance de génération électrique du module sans isolant, la brique de béton thermoélectrique de la brique de couche I et la brique de couche III aux températures de différence appliquées de 100 et 150 ° C affiche une partie des fonctions paraboliques de la résistance de charge externe et du courant électrique, respectivement. La puissance de génération électrique en fonction de la résistance de charge externe et la puissance en fonction du courant électrique étaient augmentées lorsque la différence de température augmentait. La brique à couche I a la puissance de génération électrique la plus élevée, qui est supérieure à la brique à couche III et au module TEG sans isolant. Ces résultats ont indiqué que la puissance de génération électrique de la brique en béton thermoélectrique pour le type de brique à couche III était supérieure à celle de la brique à couche I et du module TEG. La courbe de la tension de sortie en fonction du courant de sortie correspondant à la différence de température de 100 et 150 °C, comme illustré à la Fig. 13c. Pendant la différence de température de 100 et 150 °C, nos résultats expérimentaux affichent la même pente de la courbe IV du module sans isolant thermique et du module en brique à trois couches. Selon les littératures44,45,46, la courbe IV correspondant à chaque différence de température affiche la ligne linéaire de même pente. Ces résultats indiquent que la résistance interne du module à chaque différence de température a un comportement linéaire. Cependant, la figure 13c affiche la différence de pente par rapport à la courbe IV du module dans la brique à couches III. C'est parce qu'il y a la différence de taux d'augmentation de la température du côté le plus chaud au cours de notre expérience du module en brique à couche I.

Des expériences de conversion directe d'électricité à partir de chaleur utilisant une brique de béton TEG encastrée dans une paroi latérale d'un four à haute température ont été réalisées. La tension de sortie en fonction de la différence de température entre la température du côté le plus chaud et la température du côté le plus froid est illustrée à la Fig. 14. Selon l'insertion (a) de la Fig. 14, vingt modules du CaMnO3 unileg de type n ont été connectés en tant que circuit parallèle utilisant les électrodes en aluminium supérieure et inférieure. Comme le montre l'insertion (b) de la Fig. 14, un circuit de combinaison série-parallèle de 120 modules du CaMnO3 unileg de type n a été composté en utilisant un circuit série de 6 circuits parallèles des vingt modules. Dans l'insertion (c) de la Fig. 14, la brique en béton TEG a été construite en utilisant du béton à couche I comme isolant thermique pour recouvrir le circuit combiné série-parallèle de 120 modules du CaMnO3 unileg de type n. Selon la source de chaleur à l'intérieur du four, le côté extérieur de la paroi du four a été utilisé comme côté à température plus élevée pour fournir de la chaleur à la brique de béton TEG. Par l'insertion (d) de la figure 14, la brique de béton TEG a été encastrée sur la surface extérieure du four pour être reliée à la source de chaleur du four. Selon la figure 14, à une température maximale de 580 °C par rapport à la température du côté le plus chaud de la brique en béton, la différence de température entre le côté le plus chaud et le côté le plus froid de la brique s'est produite à 365 °C. La tension de sortie maximale a été obtenue 581,7 mV. Dans l'insertion (e) de la Fig. 14, les images de distribution thermique par caméra d'imagerie thermique infrarouge de la brique de béton par incrustation sur la paroi de surface du four comme indexation par S1 (71,3 ° C) et S3 (67,0 ° C) affichaient la température du côté le plus froid de la brique de béton. Les images de distribution thermique par caméra d'imagerie thermique infrarouge de l'extrémité ouverte comme indexation par S2 (493,7 ° C) ont également montré la température du côté le plus chaud de la brique en béton TEG aussi proche de la température de la source de chaleur du four.

(a) Puissance de sortie en fonction de la résistance de charge, (b) puissance de sortie en fonction du courant électrique, (c) tension de sortie en fonction du courant électrique du module TEG sans isolant, de la brique de couche I et de la brique de couche III.

Tension de sortie des 120 modules unileg CaMnO3 TEG dans une brique en béton avec encastré sur une paroi latérale du four à haute température.

Les briques en béton thermoélectrique qui bloquent efficacement la chaleur et convertissent la chaleur résiduelle directement en énergie électrique ont été conçues et construites par le module CaMnO3 TEG unileg de type n, les briques en béton thermoélectrique des briques à couches I et III. Le résultat de la différence de température indique l'efficacité supérieure du maintien de la différence de température le long de la direction verticale du module TEG dans les briques de couche I et de couche III au lieu du module CaMnO3 TEG sans isolant thermique. La tension de sortie prédit une performance plus élevée pour convertir la chaleur résiduelle directement en électricité des briques de béton thermoélectriques des briques de couche I et de couche III que le module CaMnO3 TEG sans isolant thermique. Les tendances de la différence de température et de la tension de sortie des simulations expérimentales et informatiques sont similaires. La valeur de la température et la valeur du potentiel de sortie de l'expérience et de la simulation par ordinateur sont encore légèrement différentes. Le type de brique à couche III affiche une puissance de génération électrique haute performance. De plus, ces matériaux ont affiché les hautes performances de la brique de béton thermoélectrique dans le modèle de brique à trois couches dans la génération d'électricité en raison de la différence de température.

La poudre de CaMnO3 a été synthétisée par une méthode de réaction à l'état solide en utilisant des matières premières à partir de CaCO3 commercial (pureté à 99% Sigma – Aldrich) et de MnO2 (pureté à 99% Sigma – Aldrich). Les poudres de départ ont été pesées en quantités stoechiométriques, mélangées à l'aide de la méthode de broyage à boulets et pressées à froid par une machine semi-autonome maison, comme indiqué dans les informations supplémentaires (Fig. S8), en tiges de 10,0 mm de diamètre et 20,0 verticales. Les tiges thermoélectriques ont été frittées en utilisant un four électrique à une température de 1373 K pendant 12 h.

Les phases de synthèse des échantillons de CaMnO3 ont été caractérisées par DRX sur poudre à l'aide d'un diffractomètre PHILIPS X' Pert MPD avec un rayonnement Cu Ka dans la plage de 10 à 80 °C. La microscopie électronique à balayage (JEOL SEM JSM-5800 LV) a été utilisée pour observer les morphologies et les tailles de grains des échantillons de CaMnO3 et pour déterminer la répartition homogène des atomes sur les surfaces de la poudre de CaMnO3 par spectroscopie de rayons X à dispersion d'énergie (cartographie EDX). Le coefficient de Sebeck et la résistivité électrique ont été simultanément effectués sur une barre d'échantillon à l'aide d'un.

LSR -3 Linseis Seebeck Coefficient & Electric Resistivity Unit de Linseis Inc. La chaleur spécifique et la conductivité thermique ont été mesurées sur des échantillons plats d'environ 10 mm de diamètre et de 2 à 3 mm d'épaisseur à l'aide d'un analyseur de diffusivité thermique NETZSCHLFA 477 Nano-Flash.

Un module unileg CaMnO3 TEG, comme illustré à la Fig. 3, a été construit à partir d'une pièce cylindrique d'une tige de CaMnO3 d'un diamètre de 10,0 mm et d'une longueur verticale de 20,0. Les parties inférieure et supérieure de la pièce thermoélectrique étaient couvertes par une taille d'électrode en aluminium de 10,0 mm × 20,0 mm × 20,0 mm. Le module unileg CaMnO3 TEG sans isolant thermique est illustré à la Fig. 3a. Les fils électriques, qui sont des fils électriques de protection thermique, ont été connectés à des électrodes inférieures et supérieures en aluminium pour la mesure des propriétés électriques. Le côté inférieur du module TEG a été chauffé par une plaque chauffante, comme illustré à la Fig. 3b.

Le module unileg n-type CaMnO3 TEG (module CaMnO3 TEG) a été appliqué pour la construction de briques en béton thermoélectrique. Des briques en béton thermoélectrique ont été fabriquées en enterrant le module CaMnO3 TEG à l'intérieur du béton, comme illustré à la Fig. 4a. La brique de coulée en béton a été préparée avec des dimensions de 20,0 cm × 20,0 cm × 4,5 cm. Selon les figures 4b et c, la brique en béton a été produite dans le type de brique à couche I et le type de brique à couche III. Ensuite, le module CaMnO3 TEG était contenu au milieu de la brique de coulée en béton enveloppée de plastique. Ensuite, les briques de béton ont été chauffées pour sécher le béton et faire fondre la pellicule plastique par chauffage progressif de la température ambiante à 350 ° C en 24 h.

Grâce au processus ci-dessus, des briques en béton thermoélectrique ont été fabriquées en deux types : 1) une couche de brique en béton (brique à couche I) et 2) trois couches de brique en béton (brique à couche III). Le type de brique à couche I était le type de brique en béton thermoélectrique obtenu par fabrication à l'aide du module CaMnO3 TEG recouvert d'une couche de béton CAST 11 LW. La composition chimique du mortier de ciment de type CAST 11 LW est présentée dans les informations complémentaires (tableau S1). Il a été utilisé pour la brique coulable à isolation thermique (ASTM C 401 Classe 0) avec une conductivité thermique extrapolée de 0,20 W/mK à la température de 200 °C. La figure 4b montre un schéma de principe de briques en béton thermoélectrique du type brique à couche I.

De plus, la brique en béton thermoélectrique de type brique à trois couches a été fabriquée à l'aide du module CaMnO3 TEG recouvert de trois couches de béton CAST 11 LW, CAST 13 LW et CAST 15 LW. La composition chimique des types de mortier de ciment CAST 13 LW et CAST 15 LW est indiquée dans les informations complémentaires (tableau S1). Ils ont été utilisés pour l'isolation thermique des briques coulables dans ASTM C 401 Classe Q pour CAST 13 LW et ASTM C 401 Classe S pour CAST 15 LW. Les ciments CAST 13 LW et CAST 15 LW avaient des conductivités thermiques extrapolées de 0,34 W/mK et 0,58 W/mK à la température de 200 °C, respectivement. La figure 4c montre un schéma de principe de briques en béton thermoélectrique du type brique à couches III. La disposition du mortier de ciment pour les briques en béton thermoélectrique a été arrangée par des valeurs élevées à faibles de conductivité thermique de 0,20 W/mK de CAST 11 LW, à 0,34 W/mK de CAST 13 LW) et à 0,58 W/mK de CAST 15 LW de bas en haut des briques.

La conversion électrique du module CaMnO3 TEG et du module TEG dans les briques des couches I et III a été mesurée à la fois en circuit ouvert et en circuit fermé. Pour le module TEG sans isolant thermique, la face inférieure du module TEG était chauffée par une plaque chauffante. La température plus chaude (TH) et la température plus froide (TC) ont été mesurées à l'aide de multimètres à 4 chiffres (KEYSIGHT Technologies, U1242C) avec la sonde thermocouple de type K respectivement sur le côté inférieur et le côté supérieur du module. Pour le module TEG en briques à couches I et III, la face inférieure de la brique en béton thermoélectrique a été chauffée par une plaque chauffante. La température plus chaude (TH) et la température plus froide (TC) ont été mesurées à l'aide de multimètres à 4 chiffres (KEYSIGHT Technologies, U1242C) avec la sonde à thermocouple de type K sur le côté inférieur et le côté supérieur des briques de béton thermoélectriques, respectivement. La différence de température (dT) entre la température la plus chaude et la température la plus froide a été calculée à partir de dT = TH—TC. Le module TEG sans isolant thermique et le module TEG en briques de couches I et III ont été connectés avec des fils électriques et des électrodes en aluminium inférieures et supérieures pour les mesures de tension et de courant électriques. Pour la mesure en circuit ouvert, comme illustré aux Fig. 9a et b, la tension de sortie entre les électrodes inférieure et supérieure du module a été mesurée à l'aide d'un multimètre à 3,5 chiffres (KEYSIGHT Technologies, U1232A). La résistance interne a également été mesurée à l'aide d'un multimètre à 3,5 chiffres (KEYSIGHT Technologies, U1232A). Pour la mesure en circuit fermé, comme illustré à la Fig. 9c, les résistances électriques externes ont été connectées au circuit. La tension de sortie a été mesurée à l'aide d'un multimètre à 3,5 chiffres (KEYSIGHT Technologies, U1232A). Le courant de sortie a été mesuré à l'aide d'un multimètre numérique (UNI-T, UT30A). Toutes les données mesurées ont été enregistrées à l'aide du logiciel Keysight Handheld Meter Logger. La caméra thermique infrarouge (Keysight Technologies U5856A) a été utilisée pour observer la distribution de la température de surface.

Pour la mesure en circuit ouvert, la tension de sortie (dV) pour la différence de température (dT) a été effectuée pour décrire la tension en circuit ouvert des dispositifs thermoélectriques. Les propriétés électriques des dispositifs thermoélectriques à des températures constantes plus élevées de 100, 200 et 400 °C ont également été mesurées. Pour la mesure en circuit fermé, les propriétés électriques du dispositif thermoélectrique ont été caractérisées à partir de la courbe IV et de la courbe IP.

Lv, S. et al. Etude de l'influence des matériaux d'isolation thermique sur les performances des générateurs thermoélectriques en créant une différence de température effective significative. Conversations d'énergie. Gérer. 207, 112516 (2020).

Article Google Scholar

Champier, D. Générateurs thermoélectriques : Une revue des applications. Conversations d'énergie. Gérer. 140, 167-181 (2017).

Article Google Scholar

Chen, W.-H. et coll. Nouveau système à double énergie renouvelable pour la production de biocharbon activé et la génération thermoélectrique à partir de la chaleur résiduelle. Combustibles énergétiques 34(3), 3383–3393 (2020).

Article CAS Google Scholar

Gao, H. et al. Développement de générateurs thermoélectriques alimentés par un poêle : un bilan. Appl. Thermie. Ing. 96, 297-310 (2016).

Article Google Scholar

Kraemer, D. et al. Générateurs thermoélectriques solaires à concentration avec un rendement maximal de 7,4 %. Nat. Énergie 1(11), 1–8 (2016).

Article Google Scholar

Du, Y. et al. Tissus thermoélectriques : vers des vêtements générateurs d'énergie. Sci. Rep. 5(1), 1–6 (2015).

Google Scholar

Parc, SH et al. Peinture thermoélectrique hautement performante à forme ingénieuse. Nat. Commun. 7(1), 1–10 (2016).

Article Google Scholar

Wen, D.-L. et coll. Générateur thermoélectrique à double chaîne multi-capteurs portable. Microsystème. Nanoeng. 6(1), 1–13 (2020).

Article Google Scholar

Lee, B. et al. Générateurs thermoélectriques conformes hautes performances avec conducteurs thermiques doux magnétiquement auto-assemblés pour l'électronique portable auto-alimentée. Nat. Commun. 11(1), 1–12 (2020).

Annonces d'article Google Scholar

Komatsu, N. et al. Fibres tissées macroscopiques de nanotubes de carbone à facteur de puissance thermoélectrique géant. Nat. Commun. 12(1), 1–8 (2021).

Article Google Scholar

Sun, W., et al., Avancées dans les dispositifs thermoélectriques pour le refroidissement localisé. Revue de génie chimique, 2022 : p. 138389.

Enescu, D., Récupération d'énergie thermoélectrique : principes de base et applications. Les progrès de l'énergie verte, 2019 : pp 1–38.

Freer, R. & Powell, AV Réaliser le potentiel de la technologie thermoélectrique : une feuille de route. J. Mater. Chim. C 8(2), 441–463 (2020).

Article CAS Google Scholar

Lee, JJ, et al. Étude fondamentale de la récupération d'énergie par effet thermoélectrique sur une structure en béton de route. dans la recherche sur les matériaux avancés. 2014. TransTech Publ.

Whalen, SA & Dykhuizen, RC Récolte d'énergie thermoélectrique à partir du flux de chaleur diurne dans la couche supérieure du sol. Conversations d'énergie. Gérer. 64, 397–402 (2012).

Article CAS Google Scholar

Wu, G. et X. Yu. Conception du système pour récolter l'énergie thermique à travers la structure de la chaussée. En 2012 IEEE Energytech. 2012. IEEE.

Sutheesh, P. et A. Chollackal. Performances thermiques des isolants multicouches : bilan. Dans la série de conférences IOP : Science et génie des matériaux. 2018. Édition IOP.

Gallegos, A. et C. Violante, Analyse du transfert de chaleur conjugué dans une paroi multicouche comprenant une couche d'air, dans Modélisation mathématique du transfert de chaleur, méthodes numériques et technologie de l'information. 2011, IntechOpen.

Tho, VD, E. Korol et NH Hoang. Analyse de l'efficacité de l'isolation thermique d'une dalle en béton armé multicouche utilisant une couche de béton à faible conductivité thermique dans les conditions climatiques du Vietnam. Dans MATEC Web de Conférences. 2018. Sciences informatiques.

Cao, VD, Bui, TQ et Kjøniksen, A.-L. Analyse thermique des murs multicouches contenant du béton géopolymère et des matériaux à changement de phase pour les applications du bâtiment. Énergie 186, 115792 (2019).

Article Google Scholar

Korotkov, A., et al. Simulation de générateurs thermoélectriques et vérification expérimentale de ses résultats. En 2017 Symposium international sur les signaux, les circuits et les systèmes (ISSCS). 2017. IEEE.

Li, W. et al. Simulations multiphysiques d'un générateur thermoélectrique. Énergie Procedia 75, 633–638 (2015).

Article Google Scholar

Li, W. et al. Simulations multiphysiques de modules générateurs thermoélectriques avec blocs froids et chauds et effets de certains facteurs. Goujon de cas. Thermie. Ing. 10, 63-72 (2017).

Annonces d'article Google Scholar

Hsu, C.-T. et coll. Expérimentations et simulations sur un système de récupération de chaleur perdue à basse température par des générateurs d'énergie thermoélectrique. Appl. Énergie 88(4), 1291–1297 (2011).

Article Google Scholar

Högblom, O. & Andersson, R. Analyse des performances du générateur thermoélectrique à l'aide de simulations et d'expériences. J. Électron. Mater. 43(6), 2247–2254 (2014).

Annonces d'article Google Scholar

Sato, H., et al. Une étude sur le module de génération d'énergie thermoélectrique multicouche de type π utilisant la technologie de liaison directe par métal. in Smart Materials and Nondestructive Evaluation for Energy Systems 2016. 2016. Société internationale d'optique et de photonique.

Dong, W. et al. Résistivité électrique et propriétés mécaniques d'un composite cimentaire incorporant des fibres de caoutchouc conductrices. Maître intelligent. Structure. 28(8), 085013 (2019).

Article ADS CAS Google Scholar

Nemoto, T. et al. Développement d'un module thermoélectrique unijambe Mg 2 Si utilisant des jambes durables Mg 2 Si dopées Sb. J. Électron. Mater. 42(7), 2192–2197 (2013).

Article ADS CAS Google Scholar

García, G. et al. Π Structure thermoélectrique Unileg pour une robustesse cyclable à haute température et un faible coût de fabrication. J. Électron. Mater. 48(4), 2010-2017 (2019).

Annonces d'article Google Scholar

Nemoto, T. et al. Caractéristiques de production d'énergie du générateur thermoélectrique unijambe Mg 2 Si. J. Électron. Mater. 41(6), 1312–1316 (2012).

Article ADS CAS Google Scholar

Xu, G. et al. Propriétés de transport à haute température du système CaMnO3 substitué par Nb et Ta. Solid State Ionics 171 (1–2), 147–151 (2004).

Article CAS Google Scholar

Khachani, M. et al. Études cinétiques et thermodynamiques non isothermes du processus de déshydroxylation de l'hydroxyde de calcium synthétique Ca (OH) 2. J. Mater. Environ. Sci 5(2), 615–624 (2014).

CAS Google Scholar

Padeste, C., Schmalle, H. & Oswald, H. Structure cristalline de l'hydrate de nitrate d'hydroxyde de calcium et sa superstructure par rapport à l'hydrate de nitrate d'hydroxyde de cadmium. Z. Cristallogr. 200(1–2), 35–46 (1992).

CAS Google Scholar

Tanpure, S., et al., Les déchets de coquille d'oeuf transformés en vert et la synthèse efficace du catalyseur K-Ca (OH) 2 pour la synthèse à température ambiante des chalcones. Composés aromatiques polycycliques, 2020 : p. 1–19.

Alizadeh, RA Nanostructure et propriétés techniques des systèmes de calcium-silicate-hydrate basiques et modifiés (Université d'Ottawa, 2009).

Google Scholar

Heikal, M. et al. Propriétés électriques, caractéristiques physico-chimiques et mécaniques du ciment pouzzolanique chargé de cendres volantes et de calcaire. Céram. Silik. 48(2), 49–58 (2004).

CAS Google Scholar

Lee, Y.-L. et coll. Comportements d'hydratation des biomatériaux à base de silicate de calcium. J. Formos. Méd. Assoc. 116(6), 424–431 (2017).

Article CAS Google Scholar

Janjaroen, T. et al. Les propriétés mécaniques et thermiques des matériaux composites mortier de ciment CAST/oxyde de graphène. Int. J. Concr. Structure. Mater. 16(1), 1–13 (2022).

Article Google Scholar

Ulfa, SM, Ohorella, RF & Astutik, CW Condensation séquentielle et réaction d'hydrodésoxygénation d'un produit d'addition furfural-acétone sur des catalyseurs mixtes Ni/SiO2 et Cu/SiO2 dans l'eau. Indonésiens. J. Chem. 18(2), 250–256 (2018).

Article CAS Google Scholar

COMSOL Multiphysics® v.5.5. COMSOL AB, Stockholm, Suède.

Hatami, N. & Bahadorinejad, M. Détermination expérimentale du coefficient de transfert de chaleur par convection naturelle dans un réchauffeur d'air solaire à plaque plane verticale. Sol. Énergie 82(10), 903–910 (2008).

Article ADS CAS Google Scholar

Hahne, E. & Zhu, D. Transfert de chaleur par convection naturelle sur des tubes à ailettes dans l'air. Int. J. Chaleur Masse Transf. 37, 59–63 (1994).

Article CAS Google Scholar

Grujicic, M., Zhao, C. & Dusel, E. L'effet de la résistance de contact thermique sur la gestion de la chaleur dans l'emballage électronique. Appl. Le surf. Sci. 246(1–3), 290–302 (2005).

Article ADS CAS Google Scholar

Ando Junior, OH, Calderon, NH & De Souza, SS Caractérisation d'un système de générateur thermoélectrique (TEG) pour la récupération de la chaleur perdue. Énergies 11(6), 1555 (2018).

Article Google Scholar

Al Musleh, M. et al. Caractérisation de générateurs thermoélectriques à très basse différence de température pour des applications de bâtiment dans des climats extrêmement chauds : étude expérimentale et numérique. Construire de l'énergie. 225, 110285 (2020).

Article Google Scholar

Kinsella, C. et al. Considérations relatives à la charge de la batterie dans la production d'électricité à petite échelle à partir d'un module thermoélectrique. Appl. Énergie 114, 80–90 (2014).

Article Google Scholar

Télécharger les références

Ce travail est soutenu par l'Institut de technologie du roi Mongkut Ladkrabang (la bourse de doctorat KMTL id KDS2018/007). Les auteurs tiennent à remercier le Thailand Center of Excellence in Physics (ThEP) qui a fourni le serveur COMSOL. Ce projet a été en partie financé par le National Research Council of Thailand (NRCT), Grant Number: NRCT5-RSA63024-01.

Département de physique, École des sciences, Institut de technologie du roi Mongkut Ladkrabang, Chalongkrung Road, Ladkrabang, Bangkok, 10520, Thaïlande

Keerati Maneesai, Sunisar Khammahong, Pongsakorn Siripoom et Chesta Ruttanapun

Unité de recherche et d'innovation sur les matériaux intelligents, École des sciences, Institut de technologie du roi Mongkut Ladkrabang, Chalongkrung Road, Ladkrabang, Bangkok, 10520, Thaïlande

Keerati Maneesai, Sunisar Khammahong, Pongsakorn Siripoom, Chaiwat Phrompet, Chaval Sriwong et Chesta Ruttanapun

Centre d'excellence en recherche et innovation sur les matériaux intelligents, King Mongkut's Institute of Technology Ladkrabang, Chalongkrung Road, Ladkrabang, Bangkok, 10520, Thaïlande

Keerati Maneesai, Sunisar Khammahong, Chaiwat Phrompet, Chaval Sriwong et Chesta Ruttanapun

Thailand Center of Excellence in Physics, Ministry of Higher Education, Science, Research and Innovation, 328 Si Ayutthaya Road, Bangkok, 10400, Thaïlande

Keerati Maneesai, Sunisar Khammahong, Chaiwat Phrompet, Chaval Sriwong et Chesta Ruttanapun

École de physique, Institut des sciences, Université de technologie de Suranaree, Nakhon Ratchasima, 30000, Thaïlande

Santi Maensiri

Département de chimie, École des sciences, Institut de technologie du roi Mongkut Ladkrabang, Chalongkrung Road, Ladkrabang, Bangkok, 10520, Thaïlande

Chaval Sriwong

Collège d'innovation et de gestion industrielle, Institut de technologie du roi Mongkut Ladkrabang, Chalongkrung Road, Ladkrabang, Bangkok, 10520, Thaïlande

Chaiwat Phrompet

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

KM : Curation des données, Analyse formelle, Visualisation, Enquête, Rédaction—ébauche originale, Acquisition de financement, SK : Curation des données, Analyse formelle, Visualisation, Enquête, PS : Enquête, Enquête —révision et édition.

Correspondance avec Chesta Ruttanapun.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

Springer Nature reste neutre en ce qui concerne les revendications juridictionnelles dans les cartes publiées et les affiliations institutionnelles.

Libre accès Cet article est sous licence Creative Commons Attribution 4.0 International, qui permet l'utilisation, le partage, l'adaptation, la distribution et la reproduction sur n'importe quel support ou format, à condition que vous accordiez le crédit approprié à l'auteur ou aux auteurs originaux et à la source, fournir un lien vers la licence Creative Commons et indiquer si des modifications ont été apportées. Les images ou tout autre matériel de tiers dans cet article sont inclus dans la licence Creative Commons de l'article, sauf indication contraire dans une ligne de crédit au matériel. Si le matériel n'est pas inclus dans la licence Creative Commons de l'article et que votre utilisation prévue n'est pas autorisée par la réglementation légale ou dépasse l'utilisation autorisée, vous devrez obtenir l'autorisation directement du détenteur des droits d'auteur. Pour voir une copie de cette licence, visitez http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Réimpressions et autorisations

Maneesai, K., Khammahong, S., Siripoom, P. et al. Fabrication et conversion thermoélectrique d'une brique de béton thermoélectrique avec module thermoélectrique CaMnO3 de type N unileg enterré à l'intérieur. Sci Rep 13, 916 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-28080-7

Télécharger la citation

Reçu : 11 décembre 2021

Accepté : 12 janvier 2023

Publié: 17 janvier 2023

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-023-28080-7

Toute personne avec qui vous partagez le lien suivant pourra lire ce contenu :

Désolé, aucun lien partageable n'est actuellement disponible pour cet article.

Fourni par l'initiative de partage de contenu Springer Nature SharedIt

En soumettant un commentaire, vous acceptez de respecter nos conditions d'utilisation et nos directives communautaires. Si vous trouvez quelque chose d'abusif ou qui ne respecte pas nos conditions ou directives, veuillez le signaler comme inapproprié.