عدم برگشت پذیری حرارتی در قابلیت هدایت ورقه های ژرمانیوم نیترید و اکسی نیترید

Thermally induced irreversibility in the conductivity of germanium nitride and oxynitride films

Abstract

We report the evidence for irreversible changes in the conductivity, σ T( ), of a-Ge3Nx (3.7 4. < <x 6) and quasistoichiometric a-Ge2OyNx thin films occurring at T ≳ 630 K, under high vacuum conditions. We have found that σ T( ) curves not only depend on the material properties but also on the thermal history undertaken by films. The irreversibility in σ T( ), during heating in vacuum, is correlated to the transformation of the native GeO2 into volatile GeO. Thermal annealing in N2 atmosphere, on the contrary, results to extend film stability up to 973 K. At higher T, domes and pits are formed onto the film surface, due to the strong effusion of N-rich volatile species. Unstable N-Ge bonds can explain both the nitrogen thermodynamic instability and the Ge nano-crystallisation process occurring in a-Ge3Nx films, upon heating until 1023 K. Compared to a-Ge3Nx, quasi-stoichiometric aGe2OyNx is both more insulating and more stable upon heating up to 1023 K under N2 flow, that makes it a suitable passivating layer material for the fabrication of electronic devices.

5. Conclusions

The effects of thermal treatments on the physical properties of germanium nitride and oxynitride films have been investigated in detail. This study has evidenced that the conductivity of a-Ge3Nx (3.7 4. < <x 6) and of quasi-stoichiometric a-Ge2OyNx thin films exhibits an irreversible change at T ≳ 630 K detected during measurement in high vacuum. Above this temperature, σ (T) exhibits an hysteresis, with features depending on the film composition and the annealing conditions. Irreversibility in σ (T) has been explained as the reduction of native GeO2 into volatile GeO, considering that the latter occurs in vacuum at a temperature close to the threshold of irreversibility detected in our films.

Analysis of film properties, thermally annealed in N2, has revealed an improved stability up to 973 K, with formation of domes and pits on film surface at higher T originated by the effusion of volatile N-based molecules from the film matrix. Ge nano-crystallisation has been detected in a-Ge3Nx films, upon TT in N2 around 1023 K.

The knowledge gained by the study of the irreversible process occurring in the investigated class of materials has allowed to identify the material and the deposition/process conditions to get an optimal passivating layer for the fabrication of several devices such as HPGe detectors. The best candidate to cover this role has been found to be a quasi-stoichiometric a-Ge2OyNx film of ≃130 nm of thickness.

Finally, we have demonstrated that σ (T), at least in this class of materials, is capable to monitor temperature dependent changes in the physical properties of a thin film, occurring during the measurement. This feature is generally prevented to other investigation techniques, either for practical reasons or for their intrinsic limits. In this respect, σ (T) results a powerful and straightforward tool to characterise the behaviour of dielectric layers.

مقاله انگلیسی رایگان (PDF)

ترجمه فارسی رایگان (PDF)

خرید ترجمه با فرمت ورد

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

مقدمه
متان کبالت CBM یکی از مهمترین انرزی های پایدار برای استراتژی توسعه پایدار در قرن 21 است. چین یک منبع سرشار از CBM است. حدود 36.81 ترلیون متر مکعب در میدانی با عمق کمتر از 2000 متر زیر زمین وجود دارد [1]. چاه ها به میزان زیادی در بلوک های CBM توزیع شده اند. پارامترهای تولید گاز و عملیات خط لوله برای پروژه احداث را می توان با تجمیع شبکه خط لوله سطح/چاه/سطح پیش بینی کرد تا به داده های تولید واقعی دقیقتری دست پیدا کرد تا سود اقتصادی این صنعت را به حداکثر رساند. در طول چند دهه اخیر، بسیاری از دانشگاهیان تجمیع سیستم تولید نفت و گاز را مطالعه کرده اند و مدل های متعددی ارائه شده است. Dempsey و همکاران [2] شبیه سازی جفت شدگی جریان سفره گازی و شبیه سازی سیستم سطحی را مطالعه کردند که اساس دیگر پژوهش های مربوط در زمینه تجمیع سیستم تولید بود. Startzman و همکاران [3]، Trick و همکاران، Litvak و Darlow [5]، Coats و همکاران [6]، Al-Mutairi و همکاران [7] و Guyaguler و همکاران [8] نیز مدل های خود در زمینه تجمیع سیستم انباره/چاه/سطح را ارائه دادند. Startzman و همکاران مدلی از شبیه سازی سیستم جفت شده انباره به سطح پیشنهاد دادند، اما این مدل تنها برای توسعه میدان های گازی دور از ساحل دریا مناسب بود و دامنه کاربرد آن محدود بود. Trick و همکاران [4] نرم افزار شبیه سازی IMEX مربوط به انباره نفت سیاه و نرم افزار شبیه سازی FORGAS برای سیستم زیرزمینی را به منظور پیش بینی تولید از میدان گازی ترکیب کردند. فرایند جفت شدگی این دو مدل در جفت شدگی هر شبیه ساز انباره با مدل سیستم زمینی که در آن منحنی دینامیک جریان حفره-کف و ماژول محاسبه افت فشار حفره-کف وجود دارد قابل استفاده است. Litvak و Darlow [5] مدل جفت شده انباره و شبکه لوله زمینی را بررسی کردند و یک روش ضمنی برای حل گره شبکه و شبکه انباره را پیشنهاد دادند. Coats و همکاران [6] یک مدل در زمینه تجمیع سیستم انباره/چاه/سطح پیشنهاد دادند. مدل شرایط پیچیده اندازه چاه و تجهیزات حفره را در نظر گرفت و کل سیستم را در هر مرحله از تکرار نیوتنی حل کرد. Al-Mutairi و همکاران [7] منحنی های IPR را با استفاده از فشار در ناحیه زهکشی نزدیک محاسبه کردند که به کمبود حساسیت قبلی در تغییرات تولید چاه به هنگام محاسبه منحنی های IPR با استفاده از پارامترهای شبکه مخازن غلبه می کند. Guyaguler و همکاران [8] یک روش مشابه پیشنهاد دادند، اما در این روش هر زیر دامنه باید به طور مکرر قبل از رسیدن به تعادل حل شود و سپس هنگامی که تعادل نهایی به منحنی IPR برسد می تواند شرایط حاصل شده مخزن نزدیک چاه را انعکاس دهد. اگرچه این روش زمانبر است و تعداد محاسبات زیاد است، اما می تواند خطای بالانس را کاهش دهد. روش منحنی IPR به طور عمده برای شبیه سازی متداول مخزن استفاده می شود و روش شبیه سازی عددی مخزن گاز غیرمتداول زمان بر است. این مقاله با ترکیب با روش بالانس مواد برای جذب همدمای متان کبالت، یک روش برای پوشش نیاز شبیه سازی تجمیع متان کبالت غیرمتداول با جفت شدگی CBM با در نظر گرفتن مدل شبکه، افت فشار چاه، حالت جذب CBM و مکانیزم بازیابی گاز زهکشی را پیشنهاد می دهد.
توصیف مدل
مدل چاه
مخزن زغال سنگ و شبکه خط لوله سطحی توسط چاه CBM متصل می شود. پارامترهای جریان چاه به طور مستقیم روی تولید گاز و حالت جریان شبکه سطح اثر می گذارند. در فرایند تولید CBM، تولید مستقیما با استفاده از فشار جریان حفره-کف (BHFP) تعیین می شود. شکل 1 توزیع حلقوی سایل را در چاه CBM نشان می دهد. گاز و آب به ترتیب از حلقه و کانال به سیستم سطح وارد می شوند. سیال در حلقه می تواند با سطح کار سیال به عنوان ستون گاز در سطح بالاتر و ستون سیال هوادهی شده در سطح پایین تر تشخیص داده شود. افت فشار حلقوی چاه شامل افت فشار هر دو قسمت است. پژوهش های بسیاری درباره محاسبه BHFP پیشنهاد شده است.

بخشی از مقاله انگلیسی:

1. Introduction

CBM is one of the most important sustainable energy for the strategy of sustainable development in the 21st century. China is abundant with CBM resource. About 36.81 trillion cubic meters is stored in depth of less than 2000 m under the ground in the field [1]. The wells are intensively distributed in the on-site CBM blocks. The gas production and pipeline operation parameters for undergoing construction project could be predicted by the integration of surface/wellbore/surface pipeline network to get closer to the actual production data, which optimizes and guides the CBM surface construction and improves the production to maximize the industry economic benefit. Over the past few decades, many scholars have been studying the integration of the oil and gas production system and several models have been put forward. Dempsey et al. [2] first studied the coupling of gas reservoir flow simulation and surface system simulation, which built the foundation of other relative research on the production system integration. Startzman et al. [3], Trick et al. [4], Litvak and Darlow [5], Coats et al. [6], Al-Mutairi et al. [7], and Guyaguler et al. [8] also put forward their models of the reservoir/wellbore/surface system integration afterwards. Startzman et al. [3] proposed a model of reservoirto-surface system coupled simulation, but this model only applied to the development of large offshore oil fields and the scope of application was narrow. Trick et al. [4] combined the black oil reservoir simulation software IMEX and the ground system simulation software FORGAS for forecasting the production of gas field. The coupling process of these two models is applicable to the coupling of any reservoir simulator with the ground system model which includes bottom-hole inflow dynamic curve and bottom-hole pressure loss calculation module. Litvak and Darlow [5] studied the coupled model of reservoir and ground pipe network and proposed an implicit method to solve the network node and the reservoir grid. Coats et al. [6] proposed a model of the reservoir/wellbore/surface system integration. The model considered the complex condition of wellbore size and the down-hole equipment and solved the entire system at every step of the Newton iteration. Al-Mutairi et al. [7] calculated the IPR curves by using the pressure in the nearwell drainage area, which overcome the shortcomings of previous sensitivity to the variation of well production when calculating the IPR curves using the grid parameters of reservoirs. Guyaguler et al. [8] proposed a similar approach, but in this method each subdomain needs to be solved repeatedly before reaching equilibrium, and then when the final equilibrium is reached the IPR curve that can reflect the condition of near-well reservoir is obtained. Although this method is time-consuming and the amount of calculation is large, it can reduce the balance error. The IPR curve method is mainly used for the conventional reservoir simulation and the unconventional gas reservoir numerical simulation method is time-consuming. Combined with material balance method for isothermal adsorption of coalbed methane, this paper proposes a method to meet the need of unconventional coalbed methane integrated simulation coupling CBM considering network model, wellbore pressure drop, CBM adsorbed state, and its drainage gas recovery mechanism

2. Model Description

2.1. Wellbore Model.

Coal reservoir and surface pipeline network was connected by CBM wellbore. The wellbore flow parameters directly affect gas production and surface network flow state. In the process of CBM production, the production is directly determined by bottom-hole flow pressure (BHFP). Figure 1 shows the annulus fluid distribution in the CBM wellbore. Gas and water enter the surface system from the annulus and tubing, respectively. Fluid in annulus can be distinguished by working fluid level as the gas column in the upper level and aerated fluid column in the lower level. Wellbore annulus pressure drop consists of the pressure drop of both parts. Many researches about calculation of BHFP had been suggested.

مقاله انگلیسی رایگان

ترجمه فارسی رایگان 

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

چکیده
براساس چرخه ی معمول کالینا، در این مقاله سیستم تولید برق از منابع زمین گرمایی سنگ های داغ خشک به عنوان سیستم توصیه شده معرفی گردیده است. به منظور پیش بینی عملکرد سیستم، از مدل محاسباتی گرمایی مربوطه استفاده گردید. از یک کندانسور فشار بالا و یک کندانسور (متراکم کننده) فشار پایین به منظور متراکم سازی سیال کاربردی (مخلوطی از آمونیاک و آب) و سیال پایه در سیستم توصیه شده استفاده گردیده است؛ همچنین از نوعی تقویت کننده به منظور بازیابی بخشی از گرمایی خروجی از توربین و همچنین به صورت همزمان به منظور فراهم سازی انرژی مورد نیاز برای جدا سازی مخلوط آب و آمونیاک از یکدیگر استفاده گردید. از تجزیه تحلیل عملکرد پارامتر بر سیستم استفاده کردیم.
نتایج نشان داد که هر دو پارامتر بازدهی (کارایی) گرمایی و بازیابی توان دینامی، با افزایش دمای منبع گرمایی افزایش می یابد؛ بازدهی میزان بازیابی دینامیک در محدوده ی 8.5- 18 درصد و دمای منبع گرمایی از 150- 220 سانتی متفاوت می باشد، و همچنین بازدهی بازیابی گرمایی نیز در محدوده ی 86- 88 درصد متغیر خواهد بود. غلظت نسبتا پایین محلول اساسی و غلظت بالای سیال کاربردی نیز در بهبود بازدهی سیستم تحت شرایط جداسازی ارضا شده نقش مهمی را ایفا می کند. تغیر (تفاوت) بسیار جزئی در بازدهی سیستم با تغییر در نسبت گردش سیال، نشان می دهد که تنوع و تغیر نسبت گردش با توجه عناصر محیطی نمی تواند تاثیر شگرف و بزرگی بر عملکرد سیستم داشته باشد.
کلمات کلیدی: سنگ های داغ خشک، تولید برق، چرخه کالین، عملکرد گرمایی
1. مقدمه و معرفی
سنگ داغ خشک، به عنوان یکی از بزرگترین منابع زمین گرمایی، در عمق بین 2 تا 6 کیلومتری سطح زمین دفن شده است و توجهات بسیار زیادی را در سال های اخیر به خود جلب کرده است. این سنگ ها به شکل گسترده ای در اعماق زمین پراکنده شده اند و محدوده دمایی آن ها بین 150 تا 220 درجه سانتیگراد می باشد. انرژی گرمایی که درون این سنگ ها و در اعماق زمین نگهداری (ذخیره) می شود بسیار عظیم می باشد. مطالعات صورت گرفته در این زمینه نشان می دهند که این منابع انرژی، شامل نزدیک به 10 میلیارد کوارت (واحدی برا سنجش حجم مایعات) انرژی گرمایی فقط و فقط در سنگ های داغ خشک سطحی (کم عمق) ذخیره می باشد، که این میزان حدود 300 بار بیشتر از انرژی نهفته در سوخت های فسیلی (زغال سنگ، گاز و نفت) موجود بر سطح زمین می باشد.
از سنگ داغ خشک می توان به منظور تولید برق و یا گرما استفاده کرد. مفهوم تولید برق از سنگ داغ خشک در ابتدا به وسیله ی آزمایشگاه Los Alamos در دانشگاه کالیفرنیا و در سال 1970 مطرح گردید. ایده ی اولیه و ابتدایی این موضوع بر ایجاد نوعی مخزن نگهداری گرمای مصنوعی از طریق انفجار فشار آب یا سایر روش های موجود در محدوده ی سنگ های داغ خشک متراکم استوار می باشد. سپس به منظور دستیابی به انرژی گرمایی، آب سرد موجود در سطح به درون مخزن گرمایی تزریق می شود؛ پس از آن آب گرم به دست آمده یا بخار حاصل شده به منظور تولید انرژی برق از زمین خارج می گردد. در سال 1970، اولین آزمایش کاوش سنگ های داغ خشک در ایالات متحده به شکل موفق آمیزی صورت گرفت. در سال اخیر، از طریق تلاش های صورت گرفته توسط تمامی کشورها و همچنین همکاری های بین المللی ژاپن، آلمان، ایالات متحده و سایر کشورهای توسعه یافته، آزمایش های موفقیت آمیزی در زمینه سیستم های تولید برق از سنگ های داغ خشک صورت پذیرفته است و تکنولوژی های مرتبط با این فناوری نیز تست و راه اندازی شده اند.
علاوه بر این، ظرفیت تولید برق از سیستم خلبان نیز در حال افزایش می باشد، از حدود 3 مگا وات به 11 مگا وات افزایش داشته است. قطعا هنوز کارهای بسیار زیادی وجود دارد که در جهت دستیابی به اجرای تجاری و توسعه ی این تکنولوژی بایستی به اتمام برساند. چگونگی استفاده ی موثر و کارآمد از منابع سنگ های داغ خشک، بهینه سازی سیستم های تولید برق از سنگ های داغ خشک، و بهبود کارایی و بازدهی سیستم ها جز آن دسته از مسائلی هستند که بایستی حل و فصل گردند.
چرخه کالینا برای اولین بار توسط Alexander Kalina و در سال 1984 به منظور جایگزینی با چرخه سنتی و قدیمی ترمودینامیک به عنوان چرخه ی انتهایی در سیستم های چرخه ای برق ترکیبی مربوط به منابع گرمایی با دمای پایین معرفی شد. تا کنون اثبات شده است که در مقایسه با چرخه ارگانیگ Rankine و با استفاده از یک منبع حرارتی زمین گرمایی یکسان، چرخه کالینا قادر به دستیابی به توان خروجی بالاتری می باشد. از مخلوط آمونیاک- آب به عنوان مایع کاربردی در چرخه کالینا استفاده کردیم، که با توجه به تغییرات متوسط فاز غیر ایزوترمال (دمای غیرثابت و نا برابر) و تغییرات متوسط غلظت در گردش، نهایتا منجر به ارتباطات تطبیقی انتقالی بهتر در برنامه های کاربردی مربوط به منابع دمایی متوسط و پایین گردید. با توجه به دمای بحرانی نسبتا پایین مخلوط آمونیاک- آب در مقایسه با آب خالص، ثابت شد که چرخه کالینا در برنامه های کاربردی منابع حرارتی با دمای پایین و متوسط از برتری های محسوسی برخوردار می باشد، مانند توان (برق) زمین گرمایی (17)، تولید برق خورشیدی (18، 19)، بازیابی گرمای هدر رفته ی صنعتی (20)، به عنوان چرخه ی انتهایی واحد تولید (21-23)، همچنین استفاده شده به عنوان سیستم گردشی در واحد تولید برق- سرد (24).
دمای بخار یا آب خارج از چشمه ی تولید مربوط به سیستم سنگ داغ خشک، در محدوده ی بین 150 تا 250 درجه سانتیگراد متغیر می باشد. این موضوع متعلق به منبع حرارتی دمای پایین می باشد و علی الخصوص برای تولید جریان برق به وسیله چرخه کالینا مناسب می باشد. اندازه گیری ها نشان می دهند که اگرچه تلاش های بسیاری در زمینه ی تولید برق از سنگ های داغ خشک و همچنین تولید برق از طریق چرخه کالینا صورت گرفته است، اما هیچ نوع مدل خاصی برای سیستم های تولید برق از سنگ های داغ خشک مبنی بر چرخه ی کالینا وجود ندارد. در این مقاله، نوعی مدل خاص برای سیستم های تولید برق از سنگ های داغ خشک مبنی بر چرخه کالینا توسعه یافته است. از طریق تجزیه تحلیل های ترمودینامیک، عملکردهای سیستم به لحاظ نظری و تئوریک مورد بررسی و آنالیز قرار گرفت. تاثیر پارامترهای عملیاتی اصلی بر عملکردهای گرمایی سیستم به شکلی جامع و کلی مورد بحث و بررسی قرار گرفته است.

بخشی از مقاله انگلیسی:

Abstract

Based on the conventional Kalina cycle, a hot dry rock geothermal resource power generation system is recommended in this paper. To predict the system performance, the corresponding thermal calculation model is established. A high pressure condenser and a low pressure condenser are used to condense the working fluid(Ammonia-water mixture) and the basic fluid in the recommended system, respectively, and a regenerator is adopted to recover part of exhaust heat of the turbine, at the same time to provide energy for the separation of ammonia-water mixture. The parameter performance analyses are carried out on the system. Results show that both the thermal efficiency and dynamic power recovery increase with elevation of heat source temperature, the dynamic recovery efficiency varies in the range of 8.5-18 percent, in the heat source temperature range of 150-220ć, and the geothermal recovery efficiency varies in the range of 86 to 88 percent. A relative low basic solution concentration and a high working fluid concentration is helpful to improve the system efficiency under the satisfied separation condition. The minor variation of the system efficiency with variation of circulating ratio indicates that the vary of circulating ratio due to the environmental elements will not cause greet effect on system performance.

1. Introduction

Hot dry rock, as a kind of huge geothermal resources, buried deep underground 2-6 km, has attracted much attention in recent years. It widely distributed in the depths of the earth with temperature in the range of 150 ć to 650 ć. The thermal energy reserves of hot dry rock in the earth are huge. Studies have shown that it contains nearly 10 billion quarts of thermal energy even in shallow hot dry rock area, it is 300 times more heat of the fossil fuels (coal, gas and oil) on the earth [1-5]. Hot dry rock can be used for heating or power generation. The concept of hot dry rock power generation is firstly put forward by Los Alamos laboratory at university of California in the 1970s [6]. The basic idea is to establish an artificial heat reservoir through the water pressure blasting or other methods in the dense underground hot dry rock area. Then, the cold water on the ground is injected into the heat reservoir to obtain heat energy, the obtained hot water or vapor is then extracted out of the ground to generate power. In 1970, the first hot dry rock mining test was successfully realized in the United States. In recent years, through the efforts of all countries and international cooperation, Japan, Germany, the United States and other developed countries successfully tested hot dry rock power generation systems, the relevant technologies are tested and mastered [7-10]. In addition, the power generation capacity of the pilot system continues to increase, from 3 MW to 11 MW. Certainly, there are still a lot of work to do to achieve commercial operation and development of this technology. How to use the hot dry rock resources effectively, optimize the hot dry rock power generation system, and improve the efficiency of the system are still the problems need to be solved. Kalina cycle was proposed by Alexander Kalina [11] in 1984 to replace the traditional thermodynamic cycle (such as Rankine cycle) as the bottom cycle in combined power cycle system of low temperature heat source. It has been proved that Kalina cycle can achieve a higher power output from a specified geothermal heat source when compared with organic Rankine cycle [12-16]. The ammonia-water mixture is used as the working fluid in Kalina cycle, which results in a better heat transfer matching relations in medium or low temperature source applications due to the non isothermal phase change process of the medium and the medium concentration changes in circulation. Due to the relative lower critical temperature of ammonia-water mixture compared with pure water, it has been proved that the Kalina cycle has more advantages in medium or low temperature heat source applications, such as geothermal power [17], solar power generation [18,19], recovery of industrial waste heat[20], as a bottom cycle of generating unit [21-23], as well as used as circulating system of electric-cold cogeneration unit [24]. The water or vapor temperature out of the production well of hot dry rock system is in the range of 150 ć to 250 ć. It is belonging to low temperature heat source, and is particularly suited for Kalina cycle power generation. The literature survey shows that although great efforts have been done for hot dry rock power generation and Kalina cycle power generation, respectively, the hot dry rock power generation system based on Kalina cycle is not existed. In this paper, a hot dry rock power generation system model based on conventional Kalina cycle is recommended. Through thermodynamics analysis, the system performances are analyzed theoretically. The effect of major operation parameters on system thermal performances are discussed comprehensively.

مطالعه عددی در مورد تنش های حرارتی از یک سلول سوختی اکسید جامد مسطح

Numerical study on thermal stresses of a planar solid oxide fuel cell

چکیده
1- مقدمه
2 – مدل ریاضی
2-1 – مدل هندسی
2-2 مدل الکتروشیمیایی
2-3- مدل سیال-حرارتی
2-4- مدل تنش حرارتی
3- نتایج و بررسی
3-1- تجزیه و تحلیل سیال-حرارتی
3-2- محاسبه تنش حرارتی
4- نتایج

چکیده

مدل المان محدود سه بعدی (3D) متشکل از الکترود منفی-الکترولیت-الکترود مثبت (PEN) و مونتاژ اتصال فلزی (MIC) با استفاده از نرم افزار تجاری المان محدود ABAQUS ساخته می شود. با مشخصات دمایی شبیه سازی شده در سلول سوختی اکسید جامد مسطح (SOFC) ، روش المان محدود، برای محاسبه توزیع تنش حرارتی در SOFC مسطح استفاده می شود. اثرات مشخصات دمایی، الکترودها و ضخامت الکترولیت و ضرایب عدم تطابق انبساط حرارتی (CTE) بین مولفه ها مشخص می شوند. مقدار و توزیع تنش حرارتی، تابعی از مواد اعمال شده CTE، مشخصات درجه حرارت اعمال شده و ضخامت آند و الکترولیت می باشد. نتایج محاسبه شده را می توان به عنوان راهنمایی برای انتخاب مواد SOFC و طراحی ساختار SOFC استفاده نمود. آند تحت تنش های کششی زیادی قرار می گیرد و در مدت اولین خنک کنندگی از دمای پخت، الکترولیت تحت تنش فشاری بزرگی قرار می گیرد. کاهش شیمیایی NIO به نیکل در آند متخلخل، تا 20 ٪ باعث کاهش سطح تنش مطلق در ساختار PEN می شود. تنش های کششی زیادی در آند و تنش های فشاری بزرگ در الکترولیت، زمانی که که SOFC در درجه حرارت بالا عمل می کند، تا حدی آرام می شود. زمانی که ساختار PEN پس از پخت در حال خنک شدن در دمای اتاق است، ترک ها احتمالا می تواند در ساختار آند ظاهر شوند.

1- مقدمه
سلول های سوخت، کارآمد ترین دستگاه برای تبدیل الکتروشیمیایی انرژی شیمیایی هیدروژن به برق هستند و توجه فزاینده ای را در سال های اخیر برای سازگاری با محیط زیست بدون انتشار سمی یا انتشار سمی کم و تولید برق توزیع شده کارآمد به خود معطوف کرده اند. در سلول های سوختی موجود، سلول سوختی اکسید جامد (SOFC) با هندسه یکپارچه، مسطح و لوله ای به عنوان یک سلول سوختی با دمای بالا، باعث عملکرد خوبی در تولید انرژی می شود و همچنان به عنوان یک منبع انرژی آینده، نویدبخش است. در طرح های پشته SOFC ، به تازگی طراحی نوع مسطح جلب توجه کرده است، به دلیل اینکه ساخت ساده تر نسبت به اشکال مختلف از طرح های نوع دیگر دارد. علاوه بر این، SOFC نوع مسطح، به دلیل مقاومت الکتریکی پایین به عنوان یک نتیجه از مسیر جریان کوتاه تر، چگالی انرژی بالاتری را نسبت به نوع SOFC لوله ای ارائه می دهد. درجه حرارت معمولی از یک سلول سوختی اکسید جامد 600 تا 1000 درجه است که منجر به تنش های شدید حرارتی و تاب برداشتن بر روی ساختارهای الکترود منفی-الکترولیت- الکترود مثبت ( PEN ) از SOFCs می شود که ناشی از عدم تطابق ضرایب انبساط حرارتی (CTE) از لایه های مختلف در ساختار PEN از SOFCs با توجه به تغییرات دما در طول فرآیند تولید PEN و چرخه حرارتی است. و اینها ممکن است به ترک و نابود شدن ساختار SOFC منجر شود.
4- نتایج
مدل الکتروشیمیایی قطبش کامل سه بعدی و مدل المان محدود تنش حرارتی سه بعدی برای SOFC مسطح در این مقاله استفاده شده است. واکنش اصلاح داخلی و واکنش جابجایی آب-گاز در شبیه سازی ها برای جریان همزمان و ضد جریان در نظر گرفته می شود. با مشخصات دمایی شبیه سازی شده در SOFC مسطح، تجزیه و تحلیل المان محدود برای محاسبه توزیع تنش حرارتی در SOFC مسطح به کار گرفته شده است. اثرات دما، آند و ضخامت الکترولیت و ضریب عدم تطابق انبساط حرارتی بین مولفه ها مشخص و مورد تجزیه و تحلیل قرار گرفته است.
نتایج شبیه سازی سیال-حرارتی نشان داد که گرادیان دما در نزدیکی ورودی سوخت برای الگوی ضد جریان بسیار بزرگتر از الگوی جریان همزمان است. تنش حرارتی به طور عمده از عدم تطابق CTE بین مواد مختلف نشات می گیرد. آند تحت تنش کششی زیادی قرار می گیرد و الکترولیت در مدت اولین خنک کنندگی از دمای پخت تحت تنش فشاری بزرگی قرار می گیرد. زمانی که ساختار PEN به دمای اتاق پس از پخت سرد می شود، ترک ها احتمالا می تواند در ساختار آند ظاهر شود. کاهش شیمیایی از NIO به نیکل در آند متخلخل باعث کاهش سطح تنش مطلق در ساختار PEN به اندازه 20 درصد می شود در حالی که در زمان میانگین، این استحکام آند پایین تر نیز می آید. هنگامی که SOFC در دمای بالاتر کار می کند، تنش های کششی در آند و تنش های فشاری در الکترولیت تا حدودی آرام می شود.

Abstract

A three-dimensional (3D) finite element model consists of positive electrode–electrolyte–negative electrode (PEN) and metallic interconnect (MIC) assembly is constructed by using commercial finite element software Abaqus. With the simulated temperature profile in the planar solid oxide fuel cell (SOFC), the finite element method is employed to calculate the thermal stress distribution in a planar SOFC. The effects of temperature profile, electrodes and electrolyte thickness, and coefficients of thermal expansion (CTEs) mismatch between components are characterized. The value and distribution of thermal stress are the functions of the applied materials CTEs, applied temperature profiles and thickness of anode and electrolyte. The calculated results can be applied as the guide for SOFC materials selection and SOFC structure design. The anode is subjected to large tensile stresses and the electrolyte is subjected to large compressive stresses during the first cooling from the sintering temperature. The chemical reduction of NiO to Ni in the porous anode lowers the absolute stress level in the PEN structure by 20%. The large tensile stresses in the anode and the large compressive stresses in the electrolyte relax partly when the SOFC operates at high temperature. Cracks could probably appear in the anode structure when the PEN structure is cooling to room temperature after the sintering.

1- Introduction

Fuel cells are the most efficient devices for the electrochemical conversion of chemical energy of hydrogen into electricity, and have been gaining increasing attention in recent years for environmentally friendly with little or no toxic emission and efficient distributed power generation. In the existing fuel cells, the solid oxide fuel cell (SOFC) with monolithic, planar and tubular geometries, as a high temperature fuel cell, makes a good performance in power generation and continues to show great promise as a future power source. In SOFC stack designs, the planar type design has received much attention recently, because it is simpler to fabricate and easier to be made into various shapes than the other type designs. Besides, the planar type SOFC offers higher power density relative to the tubular type SOFC due to the low electrical resistance as a result of the shorter current paths. A typical operating temperature of a solid oxide fuel cell is 600
Ce1000
C, which leads to severe thermal stresses and warpage on the positive electrodee electrolyteenegative electrode (PEN) structures of SOFCs caused by the mismatch of the coefficients of thermal expansion (CTEs) of various layers in the PEN structures of SOFCs due to the temperature changes during the PEN manufacturing process and thermal cycling. And these may lead to cracks and destroy the SOFC structure.

4- Conclusions

A 3D complete polarization electrochemical model and a thermal stress finite-element model for a planar SOFC are employed in this paper. The internal reforming reaction and water-gas shift reaction are taken into account in the simulations for both co-flow and counter-flow. With the simulated temperature profile in the planar SOFC, the finite-element analysis is employed to calculate the thermal stress distribution in the planar SOFC. The effects of temperature profile, anode and electrolyte thicknesses and coefficients of thermal expansion mismatch between components are characterized and analyzed.

The thermo-fluid simulation results indicated that the temperature gradient near the fuel inlet for counter-flow pattern is much larger than that of co-flow pattern. The thermal stress is mainly contributed by the reason of CTE mismatches between different materials. The anode is subjected to large tensile stress and the electrolyte is subjected to large compressive stresses during the first cooling from the sintering temperature. The cracks could probably appear in the anode structure when the PEN structure is cooled to room temperature after the sintering. The chemical reduction of NiO to Ni in the porous anode lowers the absolute stress level in the PEN structure by 20% while in the mean time the strength of the anode becomes lower too. When the SOFC works at a high temperature, the tensile stresses in the anode and the compressive stresses in the electrolyte relax partly.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) (ترجمه به صورت ناقص انجام شده است)

برای تحلیل چرخه ایده آل استاندارد هوا، مقادیر 1.3 تا 1.4 برای نمونه استفاده شده اند. تا زمانیکه مقدار مشابه برای مقایسه چرخه های مختلف استفاده شده است، روند بازده نشان داده شده است.

عملکرد
محفظه و روتور سه محفظه کاری درون موتور تشکیل می دهند (شکل 5 را ببینید). هر یک از این محفظه ها به طور پی در پی در حالیکه روتور در آن می چرخد، متراکم و منبسط می شود. یک چرخه 4 مرحله ای درون هر یک از سه محفظه به طور کامل انجام شده است و این به طور همزمان اتفاق می افتد. فرآیند ها، برای محفظه پایین سمت راست در شکل 5 توضیح داده شده، شمل موارد زیر می شوند:
1) مکش،
2) تراکم،
3) احتراق و انبساط و
4) تخلیه.
موتور پورت بندی شده است و جریان گاز توسط مسیریابی گازهای ورودی و خروجی از طریق روتور به دست آمده است. موتور X1 دارای یک صفحه ورودی برای یک سمت محفظه، و یک صفحه خروجی به عنوان قسمت دوم محفظه آن است. هر صفحه دارای دریچه-هایی است، که به گاز اجازه می دهد تا به محیط (از طریق یک منیفولد) داخل یک کانال درون روتور جریان یابد.

مکش
صفحه مکش دارای سه دریچه است. هوای تازه به طور محوری از منیفولد مکش از میان دریچه جریان می یابد. حداقل یکی از سه دریچه همیشه با کانال ورودی درون روتور درگیر است. بنابراین کانال ورودی روتور به طور پیوسته با هوای تازه از منیفولد ورودی تامین شده است. کانال ورودی اجازه جریان گاز به یکی از محفظه های کاری از طریق دریچه روی سطح شعاعی روتور را می دهد. وقتی روتور می چرخد، دریچه در حال حرکت است، و فقط در معرض یکی از محفظه ها در زمان مشخص قرار گرفته است. وقتی فرآیند مکش شروع می شود، دریچه ورودی روتور ابتدا در معرض یک محفظه مشخص قرار گرفته است هنگامی که حجم آن حداقل است.
موقعیت دریچه ورودی زمان باز و بسته شدن ورودی را تعیین می کند. با قرار گرفتن دریچه ورودی بنابراین آن زود یا دیر بسته می شود، حجم ورودی نهایی کوچکتر از حداکثر حجم انبساط محفظه خواهد بود، بنابراین تغییر هندسی ساده ای می تواند استفاده شود تا انبساط بیشتری در موتور بدست آید.

تخلیه
فرآیند تخلیه شبیه فرآیند مکش است، اما در جهت عکس اتفاق می افتد. صفحه خروجی سه دریچه دارد که به جریان محوری خروجی از کانال تخلیه در روتور اجازه می دهد تا به منیفولد خروجی سرانجام خروج از موتور جریان یاید. در همه زمان ها، حداقل یکی از سه دریچه درگیر با کانال خروجی در روتور است، اجازه جریان بدون وقفه را می دهد. در ادامه فرآیند انبساط درون محفظه، هنگامی که روتور می چرخد، یک دریچه خروجی روی سطح شعاعی روتور به محفظه باز می شود. وقتی حجم حداکثر است دریچه باز می شود. حرکت روتور باعث کاهش حجم می شود، بنابراین موجب جریان گاز های خروجی از محفظه، از طریق دریچه خروجی در روتور، از میان کانال تخلیه داخل روتور، و سرانجام به سمت منیفولد خروجی می شود، هنگامی که گاز از میان دریچه های صفحه خروجی عبور می کند.

تراکم
پس از مرحله مکش، وقتی دریچه ورودی روتور در یکی از محفظه های کاری بسته می شود، حرکت روتور موجب می شود که حجم در محفظه بعلت تراکم گاز کاهش یابد. سرانجام، در TDC، حجم محفظه به حداقل خواهد رسید، حداکثر گاز در حجم ثابت محفظه احتراق قرار گرفته، که اساسا یک دوره رکود درون محفظه است. CR بالا با داشتن محفظه احتراق کوچک بدست آمده است.
احتراق
مرحله تراکم پس از آن احتراق و انبساط است. وقتی روتور به TDC نزدیک می شود، در X1، سوخت با استفاده از یک فشار بالای سیستم تزریق سوخت متداول تزریق شده است. برای توسعه نمونه اولیه، ما از پمپ های اتوماتیک خارج از قفسه بوش و انژکتور ها استفاده کرده ایم. در نزدیکی TDC، قوس محفظه با قوس روتور مطابقت می کند، و حجم بیش از 20 درجه از چرخش روتور تقریبا ثابت باقی می ماند. در مدت این دوره، بشتر گاز در محفظه احتراق است. زمان زیادی برای تزریق سوخت وجود دارد، و موتور می تواند حداکثر سوخت را تحت شرایط حجم ثابت قبل از شروع انبساط مخلوط کند و بسوزاند. در موتور ، سوخت و هوا از قبل مخلوط شده اند و یک CR کمتری با SI استفاده شده است. موتور همچنان انتظار می رود از روند طولانی مدت احتراق حجم ثابت استفاده کند.

انبساط
سرانجام، وقتی روتور به چرخش ادامه دهد، حجم منبسط شده است. فشار گاز به روتور اعمال می شود که به گشتاور ترمز تبدیل می-شود. فرآیند انبساط ادامه می یابد تا اینکه حداکثر حجم انبساط بدست آید، و دریچه خروجی روتور باز شود. اگر دریچه های مکش و خروج به طور نامتقارن قرار گرفته باشند، نسبت انبساط موثر به طور قابل توجهی بیشتر از نسبت تراکم خواهد بود، اجازه می دهد که انرژی بیشتری از گاز به کار مفید تبدیل شود. این انبساط بیشتر همچنین دارای اثر کاهش دمای متوسط در محفظه، کاهش نیاز به سرمایش است. بعلاوه، فشار خروجی می تواند نزدیک اتمسفر باشد- بنابراین دارای دما و فشار کمتر از اگزوز موتور سنتی است.

آب بندی
آب بندی روتور در موتور های دوار وظایف مشابهی را با رینگ های پیستون در یک موتور رفت و برگشتی انجام می دهند زیرا آنها یک آب بند برای گاز های حاصل از احتراق فراهم می کنند. شکل 6 آب بندی گاز های اصلی اجزای موتور X1 را نشان می دهد. این_ها شامل فیس سیل (کاسه‌نمدی که از ترشح و نشتی سیالات از اطراف محور‌های دوار جلوگیری میکند) در هر طرف روتور، سه حداکثر آب بند و حلقه های O شکل ثابت در محفظه می شوند. فیس سیل ها درون شیار هایی روی سطح روتور با فنر هایی نصب شده اند. حداکثر آب بند های دو تکه ای در موتور X1 برای عملکرد آب بندی گاز بهتر در مقایسه با حداکثر آب بند یک تکه ای استفاده شده اند. با وجود ابعاد متفاوت، آب بند ها مشابه آب بند های مزدا RX-8 هستند.
آب بند های گاز در ابتدا با نیروی فنر قرار گرفته اند، اما در عمل، نیرو های گاز به مراتب بیشتر از نیروی فنر به آب بند ها اعمال می شوند. از آنجاییکه حداکثر آب بند های یک موتور دوار مرسوم در شکاف های شعاعی در هر راس روتور وارد می شوند، قسمت عمده نیرو که روی حداکثر آب بند کار می کند نیروی گریز از مرکز است، که یکی از محدودیت های عمده برای طراحی حداکثر آب بند در موتور های معمولی دوار است. به هر حال، نیروی گریز از مرکزی روی حداکثر آب بند موتور X1 وجود ندارد زیرا حداکثر آب بند در محفظه قرار دارد که یک قسمت ثابت است. همچنین شیوه روغنکاری تغییر می کند، هنگامی که حداکثر آب بند ثابت می تواند با مقدار کمی از روغن به طور مستقیم اندازه گیری شده در موقعیت آب بند از طریق محفظه اصلی ثابت یا قسمت جانبی محفظه روغنکاری شده باشد.

سرمایش
فرآیند انبساط بیش از حد HEHC دمای متوسط سیلندر را کاهش می دهد و خروجی خنک تر است. به عبارت دیگر، دما های احتراق بالاتر در حین احتراق حجم ثابت بدست آمده اند. لازم به ذکر است که حتی احتراق حجم ثابت، حداکثر دما ها و فشار ها در HEHC با مکش طبیعی کمتر از موتور دیزل با توربو شارژر است. سرمایش برای جلوگیری از گرمای بیش از حد اجزا و فشار سایش، بخصوص بعلت تنزل فیلم روغن در سطوح مشترک آب بند ضروری است. بر خلاف موتور وانکل ، احتراق در سه اتاق محفظه گسترش یافته است و هر یک از این اتاق ها همچنین یک مرحله مکش سرد را می بینند، بنابراین مساله گرمایش محفظه انتظار میرود کمتر از گرمایش روتور باشد. تکنیک های سرمایش سنتی، برای مثال صندوق آب در محفظه و سرمایش روغن با گذرگاه هایی در روتور، می تواند مورد استفاده قرار گرفته باشد. نمونه اولیه X1 بدون سرمایش اجرا شد، همانطور که این نمونه اولیه فقط برای نشان دادن عملیات اساسی این چرخه طراحی شده بود موتور از یک تکنیک سرمایش هوا استفاده می کند، هوا به طور محوری از طریق روتور در امتداد تعدادی از شیار ها جریان می یابد. شبیه سازی دینامیک سیالات محاسباتی (CFD) در rpm 10000 و بارگذاری کامل با یک دفع حرارت 55 درصد از LHV سوخت را نشان می دهد، دمای روتور زیر (حداکثر دمای روغن روغنکاری ) با نرخ جریان نگه داشته شده است.

مقاله انگلیسی رایگان (PDF)

ترجمه فارسی رایگان (PDF)

خرید ترجمه با فرمت ورد

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

3.2.3. اندازه گیری های کرونوآمپرومتری :
به منظور بررسی توانایی EAL برای مهار ( بازداری ) فرآیندهای آندی فولاد نرم ، آزمایشهای کرونوآمپرومتری بوسیله پلاریزه کردن آندی پتانسیل الکترود در − 0/41 V ( برحسب SCE ) برای 600 ثانیه انجام شدند. مقادیر دانسیته جریان بدست آمده در طول الکترواکسیداسیون فولاد نرم در HCl 1 M در غیاب و حضور 1000 ppm EAL یادداشت شدند. منحنی های کرونوآمپرومتری در شکل 7 رسم شده اند.
با توجه به مقادیر دانسیته جریان در غیاب و حضور 1000 ppm EAL ، راندمان حفاظت حدود 90% محاسبه شد. از این رو ، می توان نتیجه گرفت که عصاره به عنوان یک بازدارنده خوردگی موثر برای فولاد نرم در HCl 1 M عمل می کند.

3.3. مطالعات مورفولوژیکی سطح :
تصاویر SEM ( شکل 8 ) فولاد نرم غوطه ور شده در محلول HCl 1 M در غیاب و حضور 1000 ppm EAL به منظور نشان دادن برهمکنش عصاره بر سطح فلز ثبت شده اند. از شکل 8A می توان مشاهده کرد که سطح نمونه در غیاب عصاره به شدت آسیب دیده و سطح ، خشن و بسیار متخلخل است. درحالیکه در حضور EAL ( شکل 8B ) نمونه در مقایسه با حالتی که سطح در محیط اسیدی به تنهایی غوطه ور شده در شرایط بهترِ ، داشتن سطح صاف است که این به تشکیل یک لایه محافظ از ترکیبات EAL نسبت داده می شود. این نشان می دهد که EAL از انحلال آهن جلوگیری می کند و از این طریق سرعت خوردگی فولاد نرم در محلول HCl 1 M را کاهش می دهد.

4.3. مکانیزم بازداری :
آزمایشات کاهش وزن و الکتروشیمیایی نشان می دهند که خوردگی فولاد نرم در حضور غلظتهای مختلف EAL کند شده است. مولکولهای بازدارنده موجود در عصاره ، سطح فولاد نرم را از طریق مکانیزم جذب اشغال می کنند. گونه های آکالیفا حاوی غلظتهای بالایی از پلی فنولها ، ترپنوئیدها و استرولهای گیاهی هستند و این ترکیبات آلی حاوی حلقه های بنزن به هم پیوسته و هترواتم های O در حلقه ها هستند. مقادیر پارامترهای ترمودینامیکی نشان می دهند که جذب EAL روی سطح فولاد نرم شامل یک جذب فیزیکی است. ماکرو مولکولهای موجود در عصاره به وسیله برهمکنش های دهنده-گیرنده بین الکترونهای π حلقه های بنزن به هم پیوسته و اوربیتال d اشغال نشده اتم های آهن ، روی سطح فولاد نرم به طور الکترواستاتیکی جذب می شوند.

بخشی از مقاله انگلیسی:

 3.2.3. Chronoamperometric Measurements.

In order to verify the ability of EAL to inhibit anodic processes of mild steel, the chronoamperometric experiments were carried out by polarizing anodically the electrode potential at −0.41 V (vs SCE) for 600 s. the current density values obtained during the electrooxidation of mild steel were recorded in 1 M HCl in the absence and presence of 1000 ppm EAL. The chronoamperometric curves are depicted in Figure 7. By considering the current density values in the absence and presence of 1000 ppm EAL, the protection efficiency was calculated around 90%.39 Hence, it can be concluded that the extract act as an efficient corrosion inhibitor for mild steel in 1 M HCl.

3.3. Surface Morphological Studies.

The SEM images (Figure 8) of mild steel immersed in 1 M HCl solution in the absence and presence of 1000 ppm EAL were recorded to establish the interaction of extract with the metal surface. Itcould be observed from the Figure 8A that the specimen surface was strongly damaged in the absence of the extract and the surface is rough and highly porous. Whereas in the presence of EAL (Figure 8B), the specimen is in better condition having smooth surface compared with that of the surface immersed in acid medium alone which is attributed to the formation of a protective layer by the constituents of EAL. This indicates that EAL hinders the dissolution of iron and there by reduces the rate of corrosion of mild steel in 1 M HCl solution.

3.4. Mechanism of Inhibition.

The weight loss and electrochemical experiments reveals that the corrosion of mild steel is retarded in the presence of different concentration of EAL. The inhibitor molecules present in the extract blocks the surface of mild steel via adsorption mechanism. The Acalypha species contain high concentrations of polyphenols, terpenoids, and plant sterols, and these organic compounds contains fused benzene rings and O heteroatoms in the rings.40 The values of thermodynamic parameters indicated that the adsorption of EAL on mild steel surface involves a physisorption. The macromolecules present in the extract get electrostatically adsorbed on the mild steel surface by donor−acceptor interactions between the π electrons of fused benzene rings and the vacant d-orbital of iron atoms

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) (ترجمه به صورت ناقص انجام شده است)

به منظور درک بهتر تاثیری که این وابستگی ها ممکن است روی کارایی باتری داشته باشند، همانند انرژی قابل استفاده و قابلیت تولید توان، شبیه سازی پیل با چرخه های تخلیه و شارژ مختلف انجام شده است.
در نهایت ادغام این مدل باتری در یک مدل وسیله نقلیه به منظور ارزیابی اینکه چگونه شرایط شارژ/رانندگی مختلف ممکن است بهره وری آن را تحت تاثیر قرار دهند، انجام شده است. از آنجایی که طول مدت و بهره وری شارژ باتری به پارامترهای به طور فزآینده مهم تبدیل می شوند، تاکید مخصوصی روی آنالیز بهره وری در طول شرایط شارژ سریع شده است.
با توجه به دانش مولف، هیچ کار تحقیقاتی در منابع و مراجع وجود ندارد که پارامترهای اصلی تاثیرگذار بر کارایی باتری – در هردو سطح پیل و پک – را ارزیابی کند و پیامدهای آن را از لحاظ قابلیت تولید انرژی و توان در طول شرایط رانندگی و شارژ مطالعه نماید.
این پایان نامه به شکل زیر سازماندهی شده است:
فصل2 برخی مفاهیم بنیادین باتری را توصیف می کند. به خصوص، اصل عملیاتی پیلهای لیتیوم-یون تشریح شده است و نگرش کلی از شیمی های لیتیوم-یون مختلف ارائه شده است.
فصل 3 روی طراحی باتریهای لیتیوم-یون و پیامدهای آن روی کارایی متمرکز می شود. ابتدا توصیفی تکنولوژیهای وسیله نقلیه هیبرید و برقی مختلف همراه با الزاماتی که این وسایل نقلیه روی باتری اعمال می کنند، ارائه شده است. سپس نگرش کلی از پیکربندی طراحی مختلف پیلهای لیتیوم-یون همراه با برخی راه حلهای پک باتری کنونی نشان داده شده است. محاسبات برای تخمین مقاومت داخلی، وزن و هزینه شیمی های مختلف لیتیوم-یون با استفاده از یک مدل منبع باز توسعه یافته در آزمایشگاه ملی آرژون انجام شدند.
در فصل 4، آنالیزی از فاکتورهای محتمل تاثیرگذار بر کارایی، بهره وری و طول عمر باتریهای لیتیوم-یون انجام شده است.
فصل 5 بعد از توصیف مختصر انواع مختلف مدلهای باتری، مدل مورد استفاده برای شبیه سازی را معرفی می کند و نتایج روی انرژی پیلهای باتری و قابلیت تولید توان به دست آمده در نرخهای تخلیه/شارژ و دماهای مختلف را نشان می دهد.
در فصل 6، باتریهای قبلا آنالیز شده در یک مدل شبیه سازی وسیله نقلیه برقی ادغام شدند و بعد از توصیف مختصر این مدل، بهره وریهای باتری در شرایط شارژ و رانندگی مختلف ارزیابی شدند.
فصل 7 از پایان نامه نتیجه گیری می کند.

2. باتریها: تعاریف و مفاهیم بنیادین
این فصل روی مفاهیم بنیادین باتری لیتیوم-یون متمرکز می شود. برخی مفاهیم پایه باتری و اصول الکتروشیمیایی تکنولوژی باتری لیتیوم-یون بعد از مرورکلی انواع مختلف باتریهای لیتیوم-یون توصیف شدند.

2.1. اصول الکتروشیمیایی بنیادین باتریهای لیتیوم-یون
باتریها «دستگاههای الکتروشیمیایی هستند که انرژی شیمیایی موجود در مواد فعال خود را به انرژی الکتریکی با استفاده از واکنشهای اکسایش-کاهش الکتروشیمیایی که در الکترودها رخ می دهند، تبدیل می کنند. در مورد یک سیستم قابل شارژ، باتری به وسیله معکوس این فرآیند شارژ می شود» (لیندن ، 2002).
یک یا چند پیل به طور سری یا موازی به منظور ارائه ولتاژ و ظرفیت مطلوب از باتری به یکدیگر متصل می شوند. پیل واحد الکتروشیمیایی است که انرژی الکتریکی را به وسیله تبدیل مستقیم انرژی شیمیایی ذخیره شده در مواد فعال آن از طریق واکنشهای اکسایش و کاهش فراهم می کند که متعاقباً در آند و کاتد (در طول تخلیه) رخ می دهند. به منظور بالانس جریان الکترونها (از طریق یک مدار خارجی) از آند به کاتد، یک محلول الکترولیت موردنیاز است. الکترولیت یونها را (از آند به کاتد) با حفظ تعادل جرم در داخل پیل منتقل می کند.
در باتریهای لیتیوم-یون کاتد متشکل از مواد مرکب است که نوع پیل لیتیوم-یون را تعریف می کند در حالیکه آند با اندکی استثناعات اساسا متشکل از گرافیت است. الکترولیت ممکن است مایع بوده یا از مواد پلیمری باشد.
در شکل 1 می توانیم فرآیند شارژ و تخلیه پیل لیتیوم-یون را ببینیم. در طول فاز تخلیه، یونهای لیتیوم از آند به کاتد از طریق الکترولیت منتشر می شوند و در کاتد جا می گیرند. الکترونها از طریق مدار خارجی در همان جهت جریان می یابند. در طول فاز شارژ معکوس این فرآیند رخ خواهد داد.

2.2. تعاریف باتری
در این بخش برخی تعاریف بنیادین مهمترین پارامترهای باتری مورد استفاده در این پایانه نامه ارائه شدند.

2.2.1. ولتاژ و ظرفیت
دو پارامتر مهم در یک باتری ولتاژ و ظرفیت هستند.
ولتاژ، بیان شده در واحد ولت [V]، پتانسیل الکتروشیمیایی در دسترس در پیل را بیان می کند که به وسیله نوع ماده فعال موجود در پیل تعیین شده است.
به هر حال، جرم ماده فعال ظرفیت پیل را تعریف می کند. ظرفیت (در واحد آمپر ساعت [Ah]) شارژی را بیان می کند که می تواند در باتری ذخیره شود و نشانه ای از انرژی را ارائه می کند که می تواند از باتری استخراج شود. ظرفیت اسمی نامی معمولا توسط تولید کنندگان باتری تعریف شده است و تحت شرایط خاص تعیین گردیده است. به هر حال، شرایط عملیاتی مختلف (یعنی نرخهای تخلیه/شارژ و دمای مختلف) و پیری باتری می توانند قویاً ظرفیت حقیقی باتری را تحت تاثیر قرار دهند و انرژی ذخیره شده در دسترس را کاهش دهند.

2.2.2. SOC و DOC
وضعیت شارژ (SOC) یک باتری می تواند به صورت تناسب بین شارژ در دسترس در زمان معین و شارژ در دسترس کل تعریف شود وقتی که باتری به طور کامل شارژ شده باشد. این مفهوم به طور کلی در واحد درصد بیان شده است و بین 0 و 100 تغییر می کند. در EV، SOC می تواند به صورت «گیج سوخت» خودرو در نظر گرفته شود جایی که علامت SOC جایگزین نشانگر میزان سوخت می شود.
در حالیکه SOC می تواند به عنوان یک معیاری از ظرفیت باقیمانده در باتری در نظر گرفته شود، عمق تخلیه (DOC) شارژ حذف شده از باتری را نشان می دهد و این نیز در واحد درصد بیان شده است.

2.2.3. نرخ C
جریان الکتریکی به صوت جریان بار الکتریکی تعریف شده است. واحد SI جریان الکتریکی آمپر (A) است اما یک معیار جایگزین و شاید بیشتر قابل درک جریان که در آن باتری تخلیه (یا شارژ) شده است، از تعریف نرخ C حاصل شده است. نرخ C جریان موردنیاز برای تخلیه (یا شارژ) کامل یک باتری در ییک دوره زمانی تعیین شده را نشان می دهد. برای مثال، یک باتری با ظرفیت اسمی 70 آمپر ساعت می تواند به طور کامل در یک ساعت با اعمال جریان 70 آمپر (نرخ C برابر با 1) یا در دو ساعت با اعمال جریان 35 آمپر (نرخ C برابر با C/2) یا در نیم ساعت با اعمال جریان 140 آمپر (نرخ C برابر با 2C) شارژ شود.

مقالات انگلیسی و ترجمه های فارسی رایگان با فرمت PDF آماده دانلود رایگان میباشند

همچنین ترجمه مقاله با فرمت ورد نیز قابل خریداری و دانلود میباشد

مقاله انگلیسی رایگان (PDF)

ترجمه فارسی رایگان (PDF)

خرید ترجمه با فرمت ورد

فهرست مقاله:

چکیده
1. مقدمه
2. تجربی
1.2. مواد
2.2. اندازه گیری VLE دودویی
3.2. اندازه گیری VLLE دودویی
4.2. اندازه گیری VLE ترنری
3. مدل ترمودینامیکی
1.3. پارامترهای مدل EOS
2.3. اعتبار سنجی مدل EOS
4. نتایج و بحث
5. نتیجه گیری
فهرست علائم
علائم یونانی

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

1. مقدمه
سولفید هیدروژن و دی اکسید کربن معمولا از گازهای طبیعی هستند و سنتز آن ها از طریق جذب مواد شیمیایی با استفاده از محلول های آبی از پایگاه های آلی مانند آمین تک، مخلوط آمین، یا مخلوطی از یک آمین و یک یک اسید آمینه می باشد [1،2]. دی اتانولامین (DEA) و متیل دیاتانولآمین (MDEA) برای درمان گاز طبیعی [3/13] و تحقیقات گسترده توسط چندین گروه در محلول های آبی آلکانولامین ، به ویژه (MEA) انجام شده است. روند مع شامل جذب رقابتی هیدروژن سولفید و دی اکسید کربن در یک ستون بسته بندی شده در دمای پایین (ترجیحا دمای محیط) و فشار بالا (تا حدود 4 مگاپاسکال یا بیشتر) است. دفع گاز یا بازسازی حلال در دمای بالا (معمولا در حدود 350-400 کلوین ) و فشار پایین با استفاده از ستون سلب رخ می دهد. معایب محلول های آبی آلکانولامین شامل اتلاف آمین در طول بازسازی، انتقال آب به جریان گاز، تخریب آمین ، دمای پایین و جذب فشار بالا است، همه این موارد باعث می شود روند اقتصادی گران شود.
مایع یونی در دمای اتاق (RTILs) برای ضبط گازها از جمله دی اکسید کربن ارائه شده است. چندین مطالعه حلالیت دی اکسید کربن در بسیاری از RTILs گزارش شده است [14-27]. با این حال تنها محققان چند فاز باینری PTX (ترکیب فشار دما) رفتار هیدروژن سولفید در مایعات یونی را بررسی کرده اند [28-31]. جو و مدر [28] حلالیت هیدروژن سولفید در هگزافلوئوروفسفات 1-بوتیل 3-متیل ([bmim] [PF6]) در درجه حرارت از 298.15 به 403.15 کلوین و فشار تا 9.6 مگاپاسکال را گزارش داده اند . پوملی و همکاران [29] حلالیت هیدروژن سولفید در مایعات یونی مختلف مبتنی بر ایمیدازولیوم با آنیون های مختلف و در یک سری از BIS ها را بر اساس مایعات یونی با کاتیون های مختلف در 298.15 کلوین و 1400 کیلو پاسکال اندازه گیری کرده اند. هاینتز و همکاران [30] برای اندازه گیری حلالیت دی اکسید کربن و مخلوطی از نیتروژن / هیدروژن سولفید در یک محلول یونی با کاتیون آمونیوم و آنیون کلرید از 300 تا 500 کلوین و فشار تا 2.3 و 30 بار برای هیدروژن سولفید و دی اکسید کربن تلاش کرده اند ، به این ترتیب؛ با این حال ساختار مایع یونی ناشناخته بود و فرمول شیمیایی تقریبی برای محاسبه حلالیت کسر در نظر گرفته شد.
به تازگی، جلیلی و همکاران [31] حلالیت هیدروژن سولفید در سه RTIL ([bmim] [PF6]، [bmim] [BF4] و [bmim] [Tf2N]) در درجه حرارت از 303.15 به 343.15 کلوین و فشار تا 1 مگاپاسکال را اندازه گیری کرده اند. در هر مورد حلالیت هیدروژن سولفید در مقایسه با دی اکسید کربن بسیار بالاتر بود. به عنوان مثال، ثابت قانون هنری 51.7 و 1.43 بار در 298 کلوین برای دی اکسید کربن و هیدروژن سولفید در RTIL ([bmim] [PF6]) است، به ترتیب [17،31]. این تفاوت بزرگ در ثابت قانون هنری نشان می دهد که انتخاب و تفکیک این گازها ممکن است با استفاده از مایعات یونی انجام شود.
در مطالعه حاضر، ما برای اولین بار نمودارهای فازی سه تایی از دی اکسید کربن / هیدروژن سولفید/ [bmim] [PF6] ، با استفاده از روش معادله (EOS) مکعب ساخته ایم [14،32]. دوربین کانن EOS سه تایی بر روی پارامترهای تعامل هر یک از سیستم باینری بر اساس، پارامترهای کنش دوگانه محیط های یادگیری مجازی (تعادل بخار-مایع) نصب ، و اندازه گیری های قبلی ما برای دی اکسیدکربن/ [bmim] [PF6] [17] تعیین شد، و مقالات برای هیدروژن سولفید / [bmim] [PF6] [28] و دی اکسید کربن / هیدروژن سولفید [13].داده شد. ما همچنین VLLE را برای دی اکسید کربن / [bmim] [PF6] و هیدروژن سولفید / [bmim] [PF6] در سیستم های دوتایی اندازه گیری کرده ایم.
به منظور بررسی اعتبار EOS سه تایی، آزمایش VLE برای هیدروژن سولفید / / [bmim] [PF6] دی اکسید کربن تحت T های مختلف، انجام شد و اعتبار دوربین EOS رضایت بخش تایید شد. پس از آن، انتخاب دی اکسید کربن / هیدروژن سولفید با و بدون RTIL [bmim] [PF6] در چند T، و شرایط P محاسبه شده است. مزیت انتخابی با استفاده از این RTIL بر اساس محاسبات فاز سه تایی مورد بحث می باشد.

2. تجربی
1.2. مواد
سولفید هیدروژن (با خلوص کسر > 0.995) و دی اکسید کربن (با خلوص> 0.9999) از MG صنایع (فیلادلفیا، PA) خریداری شد. شکل 1 ساختار شیمیایی را فراهم می کند. نمونه مایع یونی [bmim] [PF6] خشک شد و گاز زدایی توسط قرار دادن نمونه در یک لوله شیشه ای بوروسیلیکات و کشیدن یک خلاء در نمونه با یک پمپ دیافراگم (فایفر، مدل MVP055-3) برای حدود 3 ساعت انجام شد. در مرحله بعد، نمونه به طور کامل با استفاده از یک توربو پمپ (فایفر، مدلTSH-071) به فشار حدود 4 × 10/7 کیلو پاسکال رسید ، در حالی که به طور همزمان حرارت و تکان دهنده مایع یونی در دمای حدود 348 کلوین به مدت 5 روز تخلیه شد. مقدار آب نهایی توسط تیتراسیون کارل فیشر ( محلول آکوا-استار C3000، کلومات C و A) و مایع یونی ppm 482 آب (بر اساس جرم) اندازه گیری شد.

2.2. اندازه گیری VLE دودویی
در گزارش قبلی ، ما قابلیت انحلال گاز دی اکسید کربن از [bmim] [PF6] را با استفاده از یک ترازوی وزن سنجی (ویبولیتین، IGA 003) اندازه گیری کردیم [17]. شرح تفصیلی از تجهیزات و روش ها برای محیط های یادگیری مجازی در گزارش های قبلی ما [17،33] داده شده است. داده های حلالیت هیدروژن سولفید و [bmim] [PF6] از جو و مدر [28] گرفته شد. با این حال تمام داده ها استفاده نمی شد. ما از تحلیل ما از مطالعه حذف دو نقطه داده گذشته در 298.15 کلوین و آخرین نقطه داده در دماهای دیگری (مثلا 313.15 و 343.15 کلوین) در کد عکس نشان داده شده است [28]. چرا که این با استفاده از برنامه EOS NIST REFPROP [34] در منطقه VLLE مشخص شده است. داده دی اکسید کربن / هیدروژن سولفید از بیرلین و کی [13] گرفته شده است.

بخشی از مقاله انگلیسی:

1. Introduction

Hydrogen sulfide (H2S) and carbon dioxide (CO2) are commonly removed from natural and synthesis gases through chemical absorption using aqueous solutions of organic bases like single amines, amine mixtures, or mixtures of an amine and a salt of an amino acid [1,2]. Extensive research has been conducted by several groups on aqueous solutions of alkanolamines, especially monoethanolamine (MEA), diethanolamine (DEA) and methyldiethanolamine (MDEA) for natural gas treating and sweetening [3–13]. The typical process involves competitive chemical absorption of H2S and CO2 in a packed column at low temperature (preferably ambient temperature) and elevated pressures (up to about 4 MPa or more). The gas desorption or solvent regeneration occurs at elevated temperatures (typically around 350–400 K) and low pressures using a stripping column. Disadvantages of aqueous solutions of alkanolamines include loss of the amine during regeneration, transfer of water into the gas stream, degradation of the amine to form corrosive byproducts, and low temperature and high pressure absorption, all of which makes this process economically expensive. Room-temperature ionic liquids (RTILs) have been proposed for the capture of gases such as CO2. Several solubility studies of CO2 in many RTILs have been reported [14–27]; however only a few researchers have examined the binary phase PTx (pressure–temperature composition) behavior of H2S in ionic liquids [28–31]. Jou and Mather [28] reported the first solubility data of H2S in 1-butyl-3-methylimidazolium hexafluorophosphate ([bmim][PF6]) at temperatures from 298.15 to 403.15 K and pressures up to 9.6 MPa. Pomelli et al. [29] measured the solubility of H2S in different imidazolium-based ionic liquids with various anions and in a series of bis(trifluoromethyl)sulfonylimide (Tf2N)- based ionic liquids with various cations at 298.15 K and 1400 kPa. Heintz et al. [30] attempt to measure the solubility of CO2 and a mixture of N2/H2S in an ionic liquid with an ammonium cation and chloride anion from 300 to 500 K and pressures up to 2.3 and 30 bar for H2S and CO2, respectively; however the structure of the ionic liquid was unknown and an approximate chemical formula was assumed for calculating the mole fraction solubilities. Recently, Jalili et al. [31] measured the solubility of H2S in three RTIL ([bmim][PF6], [bmim][BF4] and [bmim][Tf2N]) at temperatures from 303.15 to 343.15 K and pressures up to 1 MPa. In each case the H2S solubility is much higher compared with CO2. For example, Henry’s law constants are 51.7 and 1.43 bar at 298 K for CO2 and H2S in RTIL ([bmim][PF6]), respectively [17,31]. This large difference in the Henry’s law constant suggests the selective cap turing and separation of these gases may be possible using ionic liquids. In the present study, we construct for the first time the ternary phase diagrams of CO2/H2S/[bmim][PF6], using our cubic equation-of-state (EOS) method [14,32]. The ternary EOS is based on interaction parameters of each binary system, and the binary interaction parameters were determined from our previous VLE (vapor–liquid equilibrium) measurements for CO2/[bmim][PF6] [17], and literature data for H2S/[bmim][PF6] [28] and CO2/H2S [13]. We have also measured the VLLE for the CO2/[bmim][PF6] and H2S/[bmim][PF6] binary systems to validate the boundary of the immiscibility region. In order to check the validity of the ternary EOS, VLE experiments for the CO2/H2S/[bmim][PF6] system were performed under various T, P, and feed compositions, and the EOS validity was satisfactorily confirmed. Then, the CO2/H2S selectivity with and without RTIL [bmim][PF6] are calculated at several feed, T, and P conditions. The selectivity advantage using this RTIL is discussed based on the present ternary phase calculations.

2. Experimental

2.1. Materials

Hydrogen sulfide (mole fraction purity >0.995, CAS no. 7783- 06-4) and carbon dioxide (mole fraction purity >0.9999, CAS no. 124-38-9) were purchased from MG Industries (Philadelphia, PA). The [bmim][PF6] (C8H15N2F6P, Lot and filling number 1242554 15005226, CAS no. 174501-64-5) was obtained from Fluka (Buchs, Switzerland). Fig. 1 provides the chemical structure. The [bmim][PF6] ionic liquid sample was dried and degassed by first placing the sample in a borosilicate glass tube and pulling a vacuum on the sample with a diaphragm pump (Pfeiffer, model MVP055-3) for about 3 h. Next, the sample was fully evacuated using a turbopump (Pfeiffer, model TSH-071) to a pressure of about 4 × 10−7 kPa while simultaneously heating and stirring the ionic liquid at a temperature of about 348 K for 5 days. The final water content was measured by Karl-Fischer titration (Aqua-Star C3000, solutions AquaStar Coulomat C and A) and the ionic liquid contained 482 ppm of water (mass basis). 2.2. Binary VLE measurements In our previous report, we measured the gas solubility of CO2 and [bmim][PF6] using a gravimetric microbalance [17] (Hiden Isochema Ltd., IGA 003). Detailed descriptions of the experimental equipment and procedures for the VLE are given in our previous reports [17,33]. Solubility data for H2S and [bmim][PF6] were taken from Jou and Mather [28]; however not all the data were used. We excluded from our analysis the last two data points at 298.15 K and the last data point at other temperatures (e.g. 313.15 and 343.15 K) shown in Ref. [28] because these were determined using the NIST REFPROP EOS program [34] to be in the VLLE region. The CO2/H2S data were taken from Bierlein and Kay [13].

ترمودینامیک سطح مشترک آب حبس شده نزدیک سطوح مولکولی زبر

Interfacial thermodynamics of confined water near molecularly rough surfaces

Abstract

We study the effects of nanoscopic roughness on the interfacial free energy of water confined between solid surfaces. SPC/E water is simulated in confinement between two infinite planar surfaces that differ in their physical topology: one is smooth and the other one is physically rough on a nanometer length scale. The two thermodynamic ensembles considered, with constant pressure either normal or parallel to the walls, correspond to different experimental conditions. We find that molecular-scale surface roughness significantly increases the solid-liquid interfacial free energy compared to the smooth surface. For our surfaces with a water-wall interaction energy minimum of −1.2 kcal/mol, we observe a transition from a hydrophilic surface to a hydrophobic surface at a roughness amplitude of about 3 Å and a wave length of 11.6 Å, with the interfacial free energy changing sign from negative to positive. In agreement with previous studies of water near hydrophobic surfaces, we find an increase in the isothermal compressibility of water with increasing surface roughness. Interestingly, average measures of the water density and hydrogenbond number do not contain distinct signatures of increased hydrophobicity. In contrast, a local analysis indicates transient dewetting of water in the valleys of the rough surface, together with a significant loss of hydrogen bonds, and a change in the dipole orientation toward the surface. These microscopic changes in the density, hydrogen bonding, and water orientation contribute to the large increase in the interfacial free energy, and the change from a hydrophilic to a hydrophobic character of the surface.

1 Introduction

Water plays a central role in many of the biomolecular self-assembly processes, including the folding of proteins and the formation of lipid membranes.1–10 In key steps of these biomolecular processes, water is often highly confined,11 reduced for instance to a few layers of water molecules between the extended surfaces of large macromolecules. Considering the diversity in the chemical and physical topology of these surfaces, the interfacial behavior of water in a cellular environment will depend sensitively on the details of the confining surfaces. The wetting behavior of surfaces and its dependence on the physical and chemical nanostructure are also technologically relevant, for instance in the development of low-friction fluid flow channels.11–13

Quantitative experimental studies of water at interfaces are highly challenging,14–17 and roughness can be a relevant parameter.18 Recent advances in both theory and experiments9 have re-invigorated the interest in the molecular underpinning of the hyydrophobic effect and the behavior of water near surfaces. Water confined between a “Janus interface” of adjoining hydrophobic and hydrophilic surfaces was found to fluctuate significantly during shear deformations.19 This observation raises several interesting questions about water near heterogeneous surfaces and how local patchiness (wetting versus nonwetting) may affect hydrophobicity and microscopic density fluctuations.20 To find answers to at least some of these questions, molecular simulations can complement the laboratory experiments because in the simulations surface details can be controlled precisely and molecular information can be obtained directly.

Previous theoretical and simulation studies have typically focused on the structure, thermodynamics, and dynamics of water confined between idealized smooth surfaces,21–32 between atomistic surfaces,33–37 within carbon nanotubes,12 and between realistic proteinlike surfaces.38,39 These studies have vastly improved our molecular-level understanding of the expected changes in the water behavior due to confinement and the presence of hydrophilic versus hydrophobic surfaces.

In a laboratory experiment, one way to characterize surfaces as hydrophilic or hydrophobic is to measure the macroscopic contact angle of small water droplets on these surfaces. Recent molecular simulation studies have used a microscopic analog of the macroscopic contact angle to define the hydrophobicity of surfaces.40–42 Giovambattista et al. 41 used contact angle data to show that that water behavior can be a non-trivial function of the surface polarity. Godawat et al. 42 studied the behavior of water near self-assembled monolayer structures with a wide range of chemistries and showed that the hydrophobicities of such surfaces as measured by contact angles can be characterized well by measures related to the water density fluctuations. We similarly saw enhanced water-density fluctuations near extended non-polar surfaces,43 associated with transitions between locally wet and dry regions and resulting in a broadened liquid-vapor like interfacial density profile.

It is well known in the surface wetting literature that the physical roughness of the surface can cause the contact angle to change significantly.44 This change is typically described by either the Cassie45 or the Wenzel46 model depending on the wetting properties of the smooth surface. These models are widely used to describe the effects of the mesoscopic (micron-scale) roughness of superhydrophobic surfaces, such as Lotus leafs. Much less is known on how surface roughness of the order of few molecular diameters,47–49 which is relevant for instance to characterize protein surfaces, will affect the interfacial behavior of water.

This poor understanding of surface roughness effects on the interfacial thermodynamics also severely limits the applicability of surface-area based solvation models. Many widely used models for ligand binding and self-assembly rely on the interfacial free energy of surfaces to predict their solvation free energy.50 However, at the molecular scale corrections should be made to the interfacial free energy to account for curvature and physical roughness.51,52 Examples of such curvature corrections rely on the macroscopic concept of the Tolman length,53 or on the microscopic observation of curvature dependent “cavity expulsion” of water.54

To explore how molecular-scale physical roughness affects the interfacial free energy, we perform molecular dynamics simulations of water confined between walls. One of the major difficulties in performing simulations of confined water is to define the thermodynamic state of the system and to make sure that water is present in a thermodynamically stable equilibrium. Here, we consider two thermodynamic ensembles, defined by constant normal and parallel pressures (Fig. 1) at a constant temperature and with a constant number of particles. We also monitor individual components of the pressure tensor to make sure that the system is in a stable state during the entire simulation time.

In our model system, the wall roughness can be changed in a controlled manner by modulating the local wall position with periodic functions of given amplitudes and wavelengths (see Fig. 2). We find that increasing wall roughness, as characterized by increasing roughness amplitude or decreasing roughness wavelength, can significantly increase the solid-liquid interfacial free energy. Roughness can even change the sign of the interfacial free energy from negative (hydrophilic) to positive (hydrophobic). We examine the microscopic origins of this change in wetting behavior in the context of hydration structure near rough walls and associated density and hydrogen bond distributions.

مقالات انگلیسی و ترجمه های فارسی رایگان با فرمت PDF آماده دانلود رایگان میباشند

همچنین ترجمه مقاله با فرمت ورد نیز قابل خریداری و دانلود میباشد

مقاله انگلیسی رایگان (PDF)

ترجمه فارسی رایگان (PDF)

خرید ترجمه با فرمت ورد

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

خوشه های سدیم به یک سیستم مدل بسیار مهم برای درک خواص ترمودینامیکی خوشه ها به دلیل قابلیت دسترسی به داده های آزمایشی با کیفیت بالا توسط گروه هابرلند برای اندازه های بیش از 360 اتم(1-5) تبدیل شده است. آن ها اولین سیستم خوشه ای بوده اند که در آن ها گرد کردن تغییرات فازی ناشی از اندازه محدود خوشه ها(1)، ظرفیت های گرمایی منفی در مجموعه‌ی بندادی کوچکی(3) و تغییرات گذار مایع-گاز(4) به طور آزمایشی نشان داده شده است. با این حال یکی از بزرک ترین معما های باقی مانده از این داده ها، مبدا و منشا تغییرات غیر یکنواخت دمای ذوب با اندازه خوشه است. علی رغم مطالعات نظری گسترده(6-12)، اثرات هندسی یا الکترونیکی این تغییرات به طور کامل شناسایی نشده است.
پیشرفت های علمی در جدید ترین مقاله هابرلند و همکاران مطرح شده اند. در این مقاله ایشان نشان داده اند که تغییرات انرژی و انتروپی در زمان ذوب به جای دمای خود ذوب، اطلاعات ساختاری مهمی را در اختیار می گذارد(13). به طور اخص، این دو مقدار ماکزیمم ( حداکثر) متمایزی را در اعداد جادویی خاص نشان می دهند که برخی از آن ها دارای یک تفسیر واضح و شفاف از حیث ساختارهای ژئومتریک نظیر بیست وجهی مک کی کامل دارند با این حال بیشتر آن ها هنوز تعیین نشده است. از این روی، یک بررسی نظری سیستماتیک از ساختار های هندسی خوشه ها در این بازه اندازه، از اهمیت ویژه ای در شناسایی ساختار های اصلی این اعداد جادویی برخوردار است.
مطالعات قبلی بر روی ساختار خوشه های سدیمی تا حد زیادی بر خوشه های با کم تر از 60 اتم متمرکز بوده اند(60 اتم)(14-19). بر عکس، در این مقاله ما سعی می کنیم تا ساختار های خوشه های سدیم با کم ترین انرژی را برای همه اندازه های بیش از N=380 با استفاده از روش بهینه سازی مطلق بیسین-هاپینگ مکان یابی کنیم(20). این اندازه های بزرگ لزوم استفاده از یک پتانسیل مدل را تاکید می کنند و ما دو شکل متفاوت را برای فعل و انفعالات بین اتمی در نظر می گیریم یعنی پتانسیل گوپتا(21-22) و مورل-موترام(MM)(23-25). پتانسیل MM دارای پارامتر های بیشتری بوده و با طیف وسیعی از ویژگی ها سازگار بوده و انتقال پذیری خوبی را نشان می دهد(25). از این روی، انتظار می رود که در مقایسه با دو پتانسیل دارای اطمینان پذیری بیشتر باشد با این حال محاسبه آن مستلزم هزینه بسیار زیادی است. مزیت در نظر گرفتن دو پتانسیل این است که ویژگی های ساختاری ای که در هر دو پتانسیل، مشترک هستند قابل اعتماد تر می باشند.
شکل 1 نمودار انرژی های حداقل مطلق را برای دو پتانسیل نشان می دهد و شکل 2 ساختار های برخی از خوشه های اعداد جادویی را نشان می دهد. انرژی ها و مختصات برای همه ساختار ها در دیتابیس خوشه کمبریج قابل دسترس می باشند(26). به ازای N ≤ 57، حداقل مطلق گوپتا قبلا توسط لای و همکاران(17) گزارش شده است.
گروه هابرلند پی برده است که به ازای N < 100 بسیاری از خوشه های سدیم یک حالت گذار ذوب مشخص را نشان نمی دهد بلکه از حالت جامد به مایع بدون گرمای نهان مشخص جا به جا می شوند. Na55 خلاف این روند را نشان داده و دارای دمای ذوب نسبتا بالایی می باشد ولی Na70 و Na92 نیز استثناء هستند (13).
هر دو پتانسیل ها، یک عدد جادویی برجسته را در N = 55 نشان می دهند که همان طور که انتظار می رود با بیست وجهی مک کی کامل متناظر است. معمولا دو نوع لایه برای رشد بر روی سطح بیست وجهی مک کی وجود دارد. اولین، لایه مک کی است که بسته بندی مکعب با سطح مرکز دار(fcc) تتراهدرای fcc تشکیل دهنده بیست وجهی مک کی را ادامه می دهد و منجر به تشکیل بیست وجهی مک کی بعدی می شود. بر عکس، دومین لایه که موسوم به لایه ضد مک کی است، اتم ها را به مکان هایی می افزاید که با توجه به چهار وجهی(تتراهدراری)fcc به صورت شش وجهی بسته بندی می شود. معمولا رشد در لایه ضد مک کی به دلیل تعداد زیاد فعل و انعفالات( اثرات متقابل) نزدیک ترین همسایه شروع می شود، ولی چون دارای کرنش پایینی است، به لایه مک کی سوییچ می کند(27، 28).
نکته جالب این است که، ساختار هایی که هیچ یک از این لایه ها را ندارند، برای هر دو پتانسیل مناسب هستند. عدد جادویی در Na71 که یک دلیل احتمالی برای ویژگی آزمایشی در N = 70 است، یک مثال خوب می باشد. هر دو پتانسیل دارای حداقل مطلق یکسان C5 می باشند در آن ها پنج وجه حول راس بیست وجهی مک کی 55اتمی توسط یک لایه مک کی مانندپوشش داده شده است با ایت حال هر دو لایه فوقانی و هسته باتوجه به مکان های ایده ال مک کی به صورت پیچ خورده هستند. این پیچ خوردگی موجب افزایش عدد کوردیناسیون برخی از اتم های سطحی به قیمت افزایش کرنش شده و موجب ایجاد یک ساختاری می شود که در آن بر خلاف هر دو لایه آنتی مک کی و مک کی، سطح به طور کامل متشکل از وجه های {111}مانند است.یک ساختار مشابه، یک عدد جادویی در N = 92 بوده و شامل پوشش ده وجه با یک لایه مک کی است که سپس تحت اعوجاج پیچشی قرار گرفته و منجر به تشکیل ساختاری با تقارن گروه نقطه T به جای برای شکل هندسی ایده ال مک کی می شود. این ساختار ها همانند هیبرید بیست وجهی مک کی55 اتمی و 147 اتمی هستند زیرا آن ها دارای وجه های مثلثی {111} با اندازه متناظر با هر دو بیست وجهی مگ کی کوچک تر و بزرگ تر می باشند.

بخشی از مقاله انگلیسی:

Sodium clusters have become an extremely important model system for understanding the thermodynamic properties of clusters, because of the availability of high-quality experimental data produced by the Haberland group for sizes up to 360 atoms [1–5]. They have been the first cluster system for which the rounding of phase transitions due to a cluster’s finite size [1], negative heat capacities in the microcanonical ensemble [3] and the liquid-gas transition [4] have been revealed experimentally. However, one of the biggest remaining puzzles arising from this data is the origin of the non-monotonic variation of the melting temperature with cluster size. Despite intensive theoretical effort [6–12], the geometric or electronic effects underlying this variation have not been fully identified. Significant progress was made in Haberland et al.’s most recent paper, in which they observed that the energy and entropy changes on melting, rather than the melting temperature itself, provide more structural insight [13]. In particular, these two quantities exhibit pronounced maxima at certain ‘magic numbers’, some of which have a clear interpretation in terms of geometric structures, such as the complete Mackay icosahedra, but most remain unassigned. Therefore, a systematic theoretical investigation of the geometric structures of sodium clusters in this size range could be of particular importance in identifying the structures underlying these magic numbers. Previous work on the structure of sodium clusters has for the most part concentrated on clusters with less than 60 atoms [14–19]. By contrast, in this Letter we have attempted to locate the lowest-energy structures of sodium clusters for all sizes up to N = 380 using the basinhopping global optimization method [20]. Such large sizes necessitate the use of a model potential, and we have considered two different forms for the interatomic interactions, namely the Gupta [21,22] and Murrell-Mottram (MM) [23–25] potentials. The MM potential has more parameters, has been fitted to a wider range of properties, and exhibits good transferability [25]. Therefore, it is expected to be the more reliable of the two potentials, but it is also significantly more expensive to compute. The advantage of considering two potentials is that we can have greater confidence in those structural features that are common to both potentials. In Figure 1, we have plotted the energies of the putative global minima for the two potentials, and Figure 2 shows the structures of some of the magic number clusters. The energies and coordinates for all the structures are available at the Cambridge Cluster Database [26]. For N ≤ 57 the Gupta global minima have been previously reported by Lai et al. [17]. The Haberland group found that for N < 100 many sodium clusters do not show a clear melting transition, but pass from solid to liquid without a pronounced latent heat [5]. Na55 stands in contrast to this trend having a particularly high melting temperature, but Na70 and Na92 also represent exceptions [13]. Both potentials exhibit a pronounced magic number at N = 55, which, as expected, corresponds to a complete Mackay icosahedron. Typically, there are two types of overlayer for growth on the surface of a Mackay icosahedron. The first, the Mackay overlayer, continues the face-centred-cubic (fcc) packing of the twenty fcc tetrahedra making up the Mackay icosahedron, and leads to the next Mackay icosahedron. By contrast, the second, the anti-Mackay overlayer, adds atoms in sites that are hexagonal close-packed with respect to the underlying fcc tetrahedra. Typically, growth starts off in the anti-Mackay overlayer because of a greater number of nearest-neighbour interactions, but then switches to the Mackay overlayer because it involves less strain [27,28]. Interestingly, structures that do not adopt either of these overlayers are prevalent for both potentials. The magic number at Na71, a possible explanation for the experimental feature at N = 70, provides a good example. Both potentials have the same C5 global minimum, where the five faces around the vertex of the 55-atom Mackay icosahedron are covered by a Mackay-like cap, but where both the overlayer and core have been twisted with respect to the ideal Mackay sites. This twist increases the coordination number of some of the surface atoms at the expense of increased strain and creates a structure where, unlike both the anti-Mackay and Mackay overlayers, the surface consists entirely of {111}-like faces. A similar structure is a magic number at N = 92 and involves the covering of ten faces with a Mackay overlayer, which then undergoes a twist distortion, giving rise to a structure with T point group symmetry, instead of C3v for the ideal Mackay geometry. These structures look like a hybrid of the 55- atom and 147-atom Mackay icosahedra, because they have triangular {111} faces of sizes corresponding to both the smaller and larger Mackay icosahedra.