2507 roestvrijstalen spiraalbuis chemische component, equivalent thermisch netwerksimulatieonderzoek van een gigantische magnetostrictieve transducer uit zeldzame aarde

Bedankt voor uw bezoek aan Nature.com.U gebruikt een browserversie met beperkte CSS-ondersteuning.Voor de beste ervaring raden wij u aan een bijgewerkte browser te gebruiken (of de compatibiliteitsmodus in Internet Explorer uit te schakelen).Om voortdurende ondersteuning te garanderen, tonen we de site bovendien zonder stijlen en JavaScript.
Sliders met drie artikelen per dia.Gebruik de knoppen Vorige en Volgende om door de dia's te bladeren, of de knoppen op de schuifregelaar aan het einde om door elke dia te bladeren.

• Productomschrijving
• 2507 Roestvrijstalen spiraalbuis uit China

Cruciaal voor het ontwerp van de gigantische magnetostrictieve transducer (GMT) is een snelle en nauwkeurige analyse van de temperatuurverdeling.Thermische netwerkmodellering heeft de voordelen van lage rekenkosten en hoge nauwkeurigheid en kan worden gebruikt voor thermische GMT-analyse.Bestaande thermische modellen hebben echter beperkingen bij het beschrijven van deze complexe thermische regimes in GMT: de meeste onderzoeken richten zich op stationaire toestanden die temperatuurveranderingen niet kunnen vastleggen;Algemeen wordt aangenomen dat de temperatuurverdeling van gigantische magnetostrictieve (GMM) staven uniform is, maar de temperatuurgradiënt over de GMM-staaf is zeer significant vanwege de slechte thermische geleidbaarheid. De niet-uniforme verliesverdeling van de GMM wordt zelden in de thermische geleidbaarheid geïntroduceerd. model.Door de bovenstaande drie aspecten uitgebreid te overwegen, stelt dit document daarom het GMT Transitional Equivalent Heat Network (TETN)-model vast.Eerst wordt, gebaseerd op het ontwerp en het werkingsprincipe van de longitudinale tril-HMT, een thermische analyse uitgevoerd.Op basis hiervan wordt het verwarmingselementenmodel voor het HMT-warmteoverdrachtsproces opgesteld en worden de bijbehorende modelparameters berekend.Ten slotte wordt de nauwkeurigheid van het TETN-model voor spatio-temporele analyse van de transducertemperatuur geverifieerd door simulatie en experiment.
Het gigantische magnetostrictieve materiaal (GMM), namelijk terfenol-D, heeft de voordelen van grote magnetostrictie en hoge energiedichtheid.Deze unieke eigenschappen kunnen worden gebruikt om gigantische magnetostrictieve transducers (GMT's) te ontwikkelen die kunnen worden gebruikt in een breed scala aan toepassingen, zoals akoestische onderwatertransducers, micromotoren, lineaire actuatoren, enz. 1,2.
Van bijzonder belang is het potentieel voor oververhitting van onderzeese GMT's, die, wanneer ze op vol vermogen en gedurende lange perioden van excitatie worden gebruikt, aanzienlijke hoeveelheden warmte kunnen genereren vanwege hun hoge vermogensdichtheid3,4.Bovendien zijn de uitvoerprestaties, vanwege de grote thermische uitzettingscoëfficiënt van GMT en de hoge gevoeligheid voor externe temperaturen, nauw gerelateerd aan de temperatuur5,6,7,8.In technische publicaties kunnen GMT-thermische analysemethoden worden onderverdeeld in twee brede categorieën9: numerieke methoden en samengevoegde parametermethoden.De eindige elementenmethode (FEM) is een van de meest gebruikte numerieke analysemethoden.Xie et al.[10] gebruikte de eindige-elementenmethode om de distributie van warmtebronnen van een gigantische magnetostrictieve aandrijving te simuleren en realiseerde het ontwerp van het temperatuurcontrole- en koelsysteem van de aandrijving.Zhao et al.[11] heeft een gezamenlijke eindige-elementensimulatie van een turbulent stromingsveld en een temperatuurveld opgezet, en een GMM-apparaat voor intelligente temperatuurregeling voor componenten gebouwd op basis van de resultaten van de eindige-elementensimulatie.FEM is echter zeer veeleisend wat betreft modelopstelling en rekentijd.Om deze reden wordt FEM beschouwd als een belangrijke ondersteuning voor offline berekeningen, meestal tijdens de ontwerpfase van de omvormer.
De 'lumped parameter'-methode, gewoonlijk het warmtenetwerkmodel genoemd, wordt veel gebruikt in de thermodynamische analyse vanwege de eenvoudige wiskundige vorm en de hoge rekensnelheid12,13,14.Deze benadering speelt een belangrijke rol bij het elimineren van de thermische beperkingen van motoren 15, 16, 17. Mellor18 was de eerste die een verbeterd thermisch equivalent circuit T gebruikte om het warmteoverdrachtsproces van de motor te modelleren.Verez et al.19 creëerde een driedimensionaal model van het thermische netwerk van een synchrone machine met permanente magneet met axiale stroming.Boglietti et al.20 stelden vier thermische netwerkmodellen van verschillende complexiteit voor om thermische transiënten op korte termijn in statorwikkelingen te voorspellen.Ten slotte hebben Wang et al.21 een gedetailleerd thermisch equivalent circuit voor elke PMSM-component opgesteld en de thermische weerstandsvergelijking samengevat.Onder nominale omstandigheden kan de fout binnen 5% worden beheerst.
In de jaren negentig werd het warmtenetwerkmodel toegepast op hoogvermogen laagfrequente omvormers.Dubus et al.22 ontwikkelden een warmtenetwerkmodel om stationaire warmteoverdracht in een dubbelzijdige longitudinale vibrator en klasse IV-bochtsensor te beschrijven.Anjanappa et al.23 voerden een 2D stationaire thermische analyse uit van een magnetostrictieve microdrive met behulp van een thermisch netwerkmodel.Om de relatie tussen thermische spanning van Terfenol-D en GMT-parameters te bestuderen, hebben Zhu et al.24 heeft een steady-state-equivalent model opgesteld voor thermische weerstand en GMT-verplaatsingsberekening.
GMT-temperatuurschatting is complexer dan motortoepassingen.Vanwege de uitstekende thermische en magnetische geleidbaarheid van de gebruikte materialen worden de meeste motoronderdelen die bij dezelfde temperatuur worden beschouwd, meestal teruggebracht tot één enkel knooppunt13,19.Vanwege de slechte thermische geleidbaarheid van HMM's is de aanname van een uniforme temperatuurverdeling echter niet langer correct.Bovendien heeft HMM een zeer lage magnetische permeabiliteit, dus de warmte die wordt gegenereerd door magnetische verliezen is meestal niet uniform langs de HMM-staaf.Bovendien is het meeste onderzoek gericht op steady-state-simulaties die geen rekening houden met temperatuurveranderingen tijdens GMT-bedrijf.
Om de bovengenoemde drie technische problemen op te lossen, gebruikt dit artikel de longitudinale trillingen van GMT als onderzoeksobject en worden verschillende delen van de transducer nauwkeurig gemodelleerd, vooral de GMM-staaf.Er is een model gemaakt van een compleet transitioneel equivalent warmtenetwerk (TETN) GMT.Een eindige-elementenmodel en een experimenteel platform werden gebouwd om de nauwkeurigheid en prestaties van het TETN-model voor spatiotemporele analyse van transducertemperaturen te testen.
Het ontwerp en de geometrische afmetingen van de longitudinaal oscillerende HMF worden respectievelijk getoond in figuur la en b.
Belangrijke componenten zijn onder meer GMM-staven, veldspoelen, permanente magneten (PM), jukken, kussens, bussen en Belleville-veren.De excitatiespoel en PMT voorzien de HMM-staaf respectievelijk van een magnetisch wisselveld en een magnetisch DC-voorspanningsveld.Het juk en het lichaam, bestaande uit een kap en een huls, zijn gemaakt van DT4-weekijzer, dat een hoge magnetische permeabiliteit heeft.Vormt een gesloten magnetisch circuit met de GIM- en PM-staaf.De uitgangssteel en drukplaat zijn gemaakt van niet-magnetisch 304 roestvrij staal.Met Belleville-veren kan een stabiele voorspanning op de stuurpen worden aangebracht.Wanneer er een wisselstroom door de aandrijfspoel loopt, zal de HMM-staaf dienovereenkomstig trillen.
Op afb.2 toont het proces van warmte-uitwisseling binnen de GMT.GMM-staven en veldspoelen zijn de twee belangrijkste warmtebronnen voor GMT's.De serpentijn draagt ​​zijn warmte over aan het lichaam door luchtconvectie aan de binnenkant en aan het deksel door geleiding.De HMM-staaf zal magnetische verliezen veroorzaken onder invloed van een wisselend magnetisch veld, en warmte zal worden overgedragen naar de schaal als gevolg van convectie door de interne lucht, en naar de permanente magneet en het juk als gevolg van geleiding.De warmte die naar de behuizing wordt overgebracht, wordt vervolgens door convectie en straling naar buiten afgevoerd.Wanneer de gegenereerde warmte gelijk is aan de overgedragen warmte, bereikt de temperatuur van elk deel van de GMT een stabiele toestand.
Het proces van warmteoverdracht in een longitudinaal oscillerend GGO: a – warmtestroomdiagram, b – belangrijkste warmteoverdrachtspaden.
Naast de warmte die wordt gegenereerd door de exciterspoel en de HMM-staaf, ondervinden alle componenten van een gesloten magnetisch circuit magnetische verliezen.Zo worden de permanente magneet, het juk, de dop en de huls aan elkaar gelamineerd om het magnetische verlies van de GMT te verminderen.
De belangrijkste stappen bij het bouwen van een TETN-model voor thermische GMT-analyse zijn als volgt: groepeer eerst componenten met dezelfde temperaturen bij elkaar en vertegenwoordig elke component als een afzonderlijk knooppunt in het netwerk, en associeer deze knooppunten vervolgens met de juiste warmteoverdrachtsexpressie.warmtegeleiding en convectie tussen knooppunten.In dit geval worden de warmtebron en de warmteafgifte die overeenkomt met elke component parallel verbonden tussen het knooppunt en de gemeenschappelijke nulspanning van de aarde om een ​​equivalent model van het warmtenetwerk te bouwen.De volgende stap is het berekenen van de parameters van het thermische netwerk voor elk onderdeel van het model, inclusief thermische weerstand, warmtecapaciteit en vermogensverliezen.Ten slotte wordt het TETN-model geïmplementeerd in SPICE voor simulatie.En je kunt de temperatuurverdeling van elke component van GMT en de verandering ervan in het tijdsdomein krijgen.
Voor het gemak van modellering en berekening is het noodzakelijk om het thermische model te vereenvoudigen en de randvoorwaarden te negeren die weinig effect hebben op de resultaten 18,26.Het TETN-model dat in dit artikel wordt voorgesteld, is gebaseerd op de volgende aannames:
Bij GMT met willekeurig gewikkelde wikkelingen is het onmogelijk of noodzakelijk om de positie van elke individuele geleider te simuleren.In het verleden zijn verschillende modelleringsstrategieën ontwikkeld om de warmteoverdracht en temperatuurverdeling binnen wikkelingen te modelleren: (1) samengestelde thermische geleidbaarheid, (2) directe vergelijkingen gebaseerd op de geometrie van de geleider, (3) T-equivalent thermisch circuit29.
Samengestelde thermische geleidbaarheid en directe vergelijkingen kunnen als nauwkeurigere oplossingen worden beschouwd dan het equivalente circuit T, maar ze zijn afhankelijk van verschillende factoren, zoals materiaal, geleidergeometrie en het volume van de resterende lucht in de wikkeling, die moeilijk te bepalen zijn29.Integendeel, het T-equivalente thermische schema is, hoewel het een benaderend model is, handiger30.Het kan worden toegepast op de excitatiespoel met longitudinale trillingen van de GMT.
Het algemene holle cilindrische samenstel dat wordt gebruikt om de exciterspoel weer te geven en het T-equivalente thermische diagram, verkregen uit de oplossing van de warmtevergelijking, worden getoond in Fig.3. Aangenomen wordt dat de warmteflux in de excitatiespoel onafhankelijk is in radiale en axiale richting.De omtrekswarmteflux wordt verwaarloosd.In elk equivalent circuit T vertegenwoordigen twee aansluitingen de overeenkomstige oppervlaktetemperatuur van het element, en vertegenwoordigt de derde aansluiting T6 de gemiddelde temperatuur van het element.Het verlies van de P6-component wordt als puntbron ingevoerd op het gemiddelde temperatuurknooppunt dat is berekend in de “Berekening warmteverlies veldspiraal”.In het geval van niet-stationaire simulatie wordt de warmtecapaciteit C6 gegeven door de vergelijking.(1) wordt ook toegevoegd aan het knooppunt Gemiddelde temperatuur.
Waarbij cec, ρec en Vec respectievelijk de soortelijke warmte, de dichtheid en het volume van de excitatiespoel vertegenwoordigen.
In tafel.1 toont de thermische weerstand van het T-equivalente thermische circuit van de bekrachtigingsspoel met lengte lec, thermische geleidbaarheid λec, buitenradius rec1 en binnenradius rec2.
Exciterspoelen en hun T-equivalente thermische circuits: (a) gewoonlijk holle cilindrische elementen, (b) afzonderlijke axiale en radiale T-equivalente thermische circuits.
Het equivalente circuit T blijkt ook nauwkeurig te zijn voor andere cilindrische warmtebronnen13.Omdat de HMM-staaf de belangrijkste warmtebron van het GGO is, heeft hij een ongelijkmatige temperatuurverdeling vanwege zijn lage thermische geleidbaarheid, vooral langs de as van de staaf.Integendeel, de radiale inhomogeniteit kan worden verwaarloosd, omdat de radiale warmteflux van de HMM-staaf veel kleiner is dan de radiale warmteflux31.
Om het niveau van axiale discretisatie van de staaf nauwkeurig weer te geven en de hoogste temperatuur te verkrijgen, wordt de GMM-staaf weergegeven door n knooppunten die gelijkmatig verdeeld zijn in de axiale richting, en het aantal knooppunten n gemodelleerd door de GMM-staaf moet oneven zijn.Het aantal equivalente axiale thermische contouren is n T figuur 4.
Om het aantal knooppunten n te bepalen dat wordt gebruikt om de GMM-balk te modelleren, worden de FEM-resultaten getoond in Fig.5 als referentie.Zoals weergegeven in afb.4, het aantal knooppunten n wordt geregeld in het thermische schema van de HMM-staaf.Elk knooppunt kan worden gemodelleerd als een T-equivalent circuit.Een vergelijking van de resultaten van de FEM uit figuur 5 laat zien dat een of drie knooppunten de temperatuurverdeling van de HIM-staaf (ongeveer 50 mm lang) in het GGO niet nauwkeurig kunnen weergeven.Wanneer n wordt verhoogd naar 5, verbeteren de simulatieresultaten aanzienlijk en benaderen ze FEM.Het verder vergroten van n levert ook betere resultaten op, ten koste van een langere rekentijd.Daarom worden in dit artikel 5 knooppunten geselecteerd voor het modelleren van de GMM-balk.
Op basis van de uitgevoerde vergelijkende analyse wordt het exacte thermische schema van de HMM-staaf getoond in figuur 6. T1 ~ T5 is de gemiddelde temperatuur van vijf secties (sectie 1 ~ 5) van de stick.P1-P5 vertegenwoordigt respectievelijk het totale thermische vermogen van de verschillende delen van de staaf, dat in het volgende hoofdstuk in detail zal worden besproken.C1~C5 is de warmtecapaciteit van verschillende regio's, die kan worden berekend met de volgende formule
waarbij crod, ρrod en Vrod de specifieke warmtecapaciteit, dichtheid en volume van de HMM-staaf aangeven.
Met dezelfde methode als voor de exciterspoel kan de warmteoverdrachtsweerstand van de HMM-staaf in figuur 6 worden berekend als
waarbij lrod, rrod en λrod respectievelijk de lengte, straal en thermische geleidbaarheid van de GMM-staaf vertegenwoordigen.
Voor de longitudinale trilling GMT die in dit artikel wordt bestudeerd, kunnen de resterende componenten en interne lucht worden gemodelleerd met een configuratie met één knooppunt.
Deze gebieden kunnen worden beschouwd als bestaande uit één of meerdere cilinders.Een zuiver geleidende warmtewisselingsverbinding in een cilindrisch deel wordt door de Fourier-warmtegeleidingswet gedefinieerd als
Waar λnhs de thermische geleidbaarheid van het materiaal is, is lnhs de axiale lengte, en zijn rnhs1 en rnhs2 respectievelijk de buitenste en binnenste stralen van het warmteoverdrachtselement.
Vergelijking (5) wordt gebruikt om de radiale thermische weerstand voor deze gebieden te berekenen, weergegeven door RR4-RR12 in figuur 7. Tegelijkertijd wordt vergelijking (6) gebruikt om de axiale thermische weerstand te berekenen, weergegeven van RA15 tot RA33 in figuur 7.
De warmtecapaciteit van een thermisch circuit met één knooppunt voor het bovenstaande gebied (inclusief C7-C15 in figuur 7) kan worden bepaald als
waarbij ρnhs, cnhs en Vnhs respectievelijk de lengte, soortelijke warmte en volume zijn.
De convectieve warmteoverdracht tussen de lucht in de GMT en het oppervlak van de behuizing en de omgeving wordt als volgt gemodelleerd met een enkele thermische geleidingsweerstand:
waarbij A het contactoppervlak is en h de warmteoverdrachtscoëfficiënt.Tabel 232 somt enkele typische h op die in thermische systemen wordt gebruikt.Volgens Tabel.2 warmteoverdrachtscoëfficiënten van thermische weerstanden RH8–RH10 en RH14–RH18, die de convectie tussen de HMF en de omgeving weergeven in Fig.7 wordt genomen als een constante waarde van 25 W/(m2 K).De resterende warmteoverdrachtscoëfficiënten worden gelijkgesteld aan 10 W/(m2 K).
Volgens het interne warmteoverdrachtsproces dat wordt weergegeven in figuur 2, wordt het volledige model van de TETN-converter weergegeven in figuur 7.
Zoals weergegeven in afb.7, de longitudinale trilling van GMT is verdeeld in 16 knopen, die worden weergegeven door rode stippen.De in het model weergegeven temperatuurknooppunten komen overeen met de gemiddelde temperaturen van de respectieve componenten.Omgevingstemperatuur T0, GMM-staaftemperatuur T1~T5, bekrachtigingsspoeltemperatuur T6, permanente magneettemperatuur T7 en T8, juktemperatuur T9~T10, behuizingstemperatuur T11~T12 en T14, binnenluchttemperatuur T13 en uitgaande staaftemperatuur T15.Bovendien is elk knooppunt verbonden met het thermische potentieel van de grond via C1 ~ C15, die respectievelijk de thermische capaciteit van elk gebied vertegenwoordigen.P1~P6 is de totale warmteafgifte van respectievelijk de GMM-staaf en de exciterspiraal.Bovendien worden 54 thermische weerstanden gebruikt om de geleidende en convectieve weerstand tegen warmteoverdracht tussen aangrenzende knooppunten weer te geven, die in de vorige secties zijn berekend.Tabel 3 toont de verschillende thermische eigenschappen van de convertormaterialen.
Een nauwkeurige schatting van de verliesvolumes en de verdeling ervan is van cruciaal belang voor het uitvoeren van betrouwbare thermische simulaties.Het door de GMT gegenereerde warmteverlies kan worden onderverdeeld in het magnetische verlies van de GMM-staaf, het jouleverlies van de exciterspoel, het mechanische verlies en het extra verlies.De extra verliezen en mechanische verliezen waarmee rekening wordt gehouden, zijn relatief klein en kunnen worden verwaarloosd.
De AC-excitatiespoelweerstand omvat: de DC-weerstand Rdc en de huidweerstand Rs.
waarbij f en N de frequentie en het aantal windingen van de excitatiestroom zijn.lCu en rCu zijn de binnen- en buitenstralen van de spoel, de lengte van de spoel en de straal van de magnetische koperdraad zoals gedefinieerd door het AWG-nummer (American Wire Gauge).ρCu is de soortelijke weerstand van de kern.µCu is de magnetische permeabiliteit van de kern.
Het feitelijke magnetische veld binnen de veldspoel (solenoïde) is niet uniform over de lengte van de staaf.Dit verschil is vooral merkbaar vanwege de lagere magnetische permeabiliteit van de HMM- en PM-staven.Maar het is longitudinaal symmetrisch.De verdeling van het magnetische veld bepaalt rechtstreeks de verdeling van de magnetische verliezen van de HMM-staaf.Om de werkelijke verdeling van de verliezen weer te geven, wordt daarom een ​​driedelige staaf, weergegeven in figuur 8, ter meting genomen.
Het magnetische verlies kan worden verkregen door de dynamische hysteresislus te meten.Op basis van het experimentele platform getoond in Figuur 11 werden drie dynamische hysteresislussen gemeten.Op voorwaarde dat de temperatuur van de GMM-staaf stabiel is onder de 50°C, drijft de programmeerbare AC-voeding (Chroma 61512) de veldspoel aan in een bepaald bereik, zoals weergegeven in Figuur 8, de frequentie van het magnetische veld gegenereerd door de De teststroom en de resulterende magnetische fluxdichtheid worden berekend door de spanning te integreren die wordt geïnduceerd in de inductiespoel die is verbonden met de GIM-staaf.De onbewerkte gegevens werden gedownload van de geheugenlogger (MR8875-30 per dag) en verwerkt in MATLAB-software om de gemeten dynamische hysteresislussen te verkrijgen, weergegeven in figuur 9.
Gemeten dynamische hysteresislussen: (a) sectie 1/5: Bm = 0,044735 T, (b) sectie 1/5: fm = 1000 Hz, (c) sectie 2/4: Bm = 0,05955 T, (d) sectie 2/ 4: fm = 1000 Hz, (e) sectie 3: Bm = 0,07228 T, (f) sectie 3: fm = 1000 Hz.
Volgens literatuur 37 kan het totale magnetische verlies Pv per volume-eenheid van HMM-staven worden berekend met behulp van de volgende formule:
waarbij ABH het meetgebied op de BH-curve is bij de magnetische veldfrequentie fm gelijk aan de excitatiestroomfrequentie f.
Op basis van de Bertotti-verliesscheidingsmethode38 kan het magnetische verlies per massa-eenheid Pm van een GMM-staaf worden uitgedrukt als de som van het hysteresisverlies Ph, het wervelstroomverlies Pe en het abnormale verlies Pa (13):
Vanuit technisch perspectief38 kunnen abnormale verliezen en wervelstroomverliezen worden gecombineerd tot één term die totaal wervelstroomverlies wordt genoemd.De formule voor het berekenen van verliezen kan dus als volgt worden vereenvoudigd:
in de vergelijking.(13)~(14) waarbij Bm de amplitude is van de magnetische dichtheid van het opwindende magnetische veld.kh en kc zijn de hysteresisverliesfactor en de totale wervelstroomverliesfactor.