2507 rustfritt stål spiralrør kjemisk komponent, Ekvivalent termisk nettverkssimuleringsstudie av en sjeldne jords gigantiske magnetostriktive transduser

Takk for at du besøker Nature.com.Du bruker en nettleserversjon med begrenset CSS-støtte.For den beste opplevelsen anbefaler vi at du bruker en oppdatert nettleser (eller deaktiverer kompatibilitetsmodus i Internet Explorer).I tillegg, for å sikre kontinuerlig støtte, viser vi nettstedet uten stiler og JavaScript.
Skyveknapper som viser tre artikler per lysbilde.Bruk tilbake- og neste-knappene for å gå gjennom lysbildene, eller lysbildekontrollknappene på slutten for å gå gjennom hvert lysbilde.

• produktbeskrivelse
• 2507 Kveilet rør i rustfritt stål fra Kina

Kritisk for utformingen av den gigantiske magnetostriktive transduseren (GMT) er rask og nøyaktig analyse av temperaturfordelingen.Termisk nettverksmodellering har fordelene med lave beregningskostnader og høy nøyaktighet og kan brukes til GMT termisk analyse.Imidlertid har eksisterende termiske modeller begrensninger når det gjelder å beskrive disse komplekse termiske regimene i GMT: de fleste studier fokuserer på stasjonære tilstander som ikke kan fange opp temperaturendringer;Det antas generelt at temperaturfordelingen til gigantiske magnetostriktive (GMM) stenger er ensartet, men temperaturgradienten over GMM-staven er svært betydelig på grunn av dårlig varmeledningsevne, den uensartede tapsfordelingen til GMM blir sjelden introdusert i den termiske modell.Derfor, ved å vurdere de tre aspektene ovenfor, etablerer dette dokumentet GMT Transitional Equivalent Heat Network (TETN)-modellen.Først, basert på design og prinsipp for drift av den langsgående vibrerende HMT, utføres en termisk analyse.På dette grunnlaget etableres varmeelementmodellen for HMT varmeoverføringsprosessen og de tilsvarende modellparametrene beregnes.Til slutt verifiseres nøyaktigheten til TETN-modellen for transdusertemperatur spatiotemporal analyse ved simulering og eksperiment.
Det gigantiske magnetostriktive materialet (GMM), nemlig terfenol-D, har fordelene med stor magnetostriksjon og høy energitetthet.Disse unike egenskapene kan brukes til å utvikle gigantiske magnetostriktive transdusere (GMT) som kan brukes i et bredt spekter av bruksområder som akustiske undervannstransdusere, mikromotorer, lineære aktuatorer, etc. 1,2.
Av spesiell bekymring er potensialet for overoppheting av undersjøiske GMT-er, som, når de drives med full effekt og i lange perioder med eksitasjon, kan generere betydelige mengder varme på grunn av deres høye effekttetthet3,4.I tillegg, på grunn av den store termiske ekspansjonskoeffisienten til GMT og dens høye følsomhet for ytre temperatur, er ytelsesytelsen nært knyttet til temperatur5,6,7,8.I tekniske publikasjoner kan GMT termiske analysemetoder deles inn i to brede kategorier9: numeriske metoder og klumpede parametermetoder.Den endelige elementmetoden (FEM) er en av de mest brukte numeriske analysemetodene.Xie et al.[10] brukte den endelige elementmetoden for å simulere distribusjonen av varmekilder til en gigantisk magnetostriktiv drift og realiserte utformingen av temperaturkontroll- og kjølesystemet til omformeren.Zhao et al.[11] etablerte en felles finite element simulering av et turbulent strømningsfelt og et temperaturfelt, og bygget en GMM intelligent komponent temperaturkontrollenhet basert på resultatene av finite element simuleringen.FEM er imidlertid svært krevende med tanke på modelloppsett og beregningstid.Av denne grunn anses FEM som en viktig støtte for offline-beregninger, vanligvis under omformerens designfase.
Den klumpede parametermetoden, ofte referert til som varmenettverksmodellen, er mye brukt i termodynamisk analyse på grunn av sin enkle matematiske form og høye beregningshastighet12,13,14.Denne tilnærmingen spiller en viktig rolle for å eliminere de termiske begrensningene til motorene 15, 16, 17. Mellor18 var den første som brukte en forbedret termisk ekvivalent krets T for å modellere motorens varmeoverføringsprosess.Verez et al.19 skapte en tredimensjonal modell av det termiske nettverket til en synkronmaskin med permanent magnet med aksial strømning.Boglietti et al.20 foreslo fire termiske nettverksmodeller med varierende kompleksitet for å forutsi kortsiktige termiske transienter i statorviklinger.Til slutt etablerte Wang et al.21 en detaljert termisk ekvivalent krets for hver PMSM-komponent og oppsummerte den termiske motstandsligningen.Under nominelle forhold kan feilen kontrolleres innenfor 5 %.
På 1990-tallet begynte varmenettmodellen å bli brukt på lavfrekvente omformere med høy effekt.Dubus et al.22 utviklet en varmenettmodell for å beskrive stasjonær varmeoverføring i en tosidig langsgående vibrator og klasse IV bøyesensor.Anjanappa et al.23 utførte en 2D stasjonær termisk analyse av en magnetostriktiv mikrodrive ved bruk av en termisk nettverksmodell.For å studere forholdet mellom termisk belastning av Terfenol-D og GMT-parametre, Zhu et al.24 etablert en steady state ekvivalent modell for termisk motstand og GMT forskyvningsberegning.
GMT-temperaturestimering er mer kompleks enn motorapplikasjoner.På grunn av den utmerkede termiske og magnetiske ledningsevnen til materialene som brukes, blir de fleste motorkomponenter som vurderes ved samme temperatur vanligvis redusert til en enkelt node13,19.På grunn av den dårlige termiske ledningsevnen til HMM-er, er antakelsen om en jevn temperaturfordeling ikke lenger korrekt.I tillegg har HMM en svært lav magnetisk permeabilitet, så varmen som genereres av magnetiske tap er vanligvis ujevn langs HMM-stangen.I tillegg er det meste av forskningen fokusert på steady-state simuleringer som ikke tar hensyn til temperaturendringer under GMT-drift.
For å løse de tre tekniske problemene ovenfor, bruker denne artikkelen GMT langsgående vibrasjon som gjenstand for undersøkelse og modellerer nøyaktig forskjellige deler av svingeren, spesielt GMM-stangen.En modell av et komplett overgangsekvivalent varmenettverk (TETN) GMT er laget.En finitt element-modell og eksperimentell plattform ble bygget for å teste nøyaktigheten og ytelsen til TETN-modellen for transdusertemperatur spatiotemporal analyse.
Designet og de geometriske dimensjonene til den langsgående oscillerende HMF er vist i henholdsvis fig. la og b.
Nøkkelkomponenter inkluderer GMM-stenger, feltspoler, permanente magneter (PM), åk, pads, foringer og belleville-fjærer.Eksitasjonsspolen og PMT gir HMM-stangen henholdsvis et vekslende magnetfelt og et DC-forspenningsmagnetfelt.Åket og kroppen, som består av en hette og hylse, er laget av DT4 mykt jern, som har høy magnetisk permeabilitet.Danner en lukket magnetisk krets med GIM- og PM-stangen.Utgangsstammen og trykkplaten er laget av ikke-magnetisk 304 rustfritt stål.Med bellevillefjærer kan en stabil forspenning påføres stammen.Når en vekselstrøm går gjennom drivspolen, vil HMM-stangen vibrere tilsvarende.
På fig.2 viser prosessen med varmeveksling inne i GMT.GMM-stenger og feltspoler er de to viktigste varmekildene for GMT-er.Serpentinen overfører varmen til kroppen ved luftkonveksjon inni og til lokket ved ledning.HMM-stangen vil skape magnetiske tap under påvirkning av et vekslende magnetfelt, og varme vil bli overført til skallet på grunn av konveksjon gjennom den indre luften, og til den permanente magneten og åket på grunn av ledning.Varmen som overføres til kabinettet, spres deretter til utsiden ved konveksjon og stråling.Når varmen som genereres er lik varmen som overføres, når temperaturen på hver del av GMT en stabil tilstand.
Prosessen med varmeoverføring i en langsgående oscillerende GMO: a – varmeflytdiagram, b – hovedvarmeoverføringsveier.
I tillegg til varmen som genereres av magnetiseringsspolen og HMM-stangen, opplever alle komponenter i en lukket magnetisk krets magnetiske tap.Dermed er permanentmagneten, åket, hetten og hylsen laminert sammen for å redusere det magnetiske tapet til GMT.
Hovedtrinnene i å bygge en TETN-modell for GMT termisk analyse er som følger: grupper først komponenter med samme temperaturer sammen og representerer hver komponent som en separat node i nettverket, deretter assosierer disse nodene med passende varmeoverføringsuttrykk.varmeledning og konveksjon mellom noder.I dette tilfellet er varmekilden og varmeeffekten som tilsvarer hver komponent koblet parallelt mellom noden og den vanlige nullspenningen til jorden for å bygge en ekvivalent modell av varmenettet.Det neste trinnet er å beregne parametrene til det termiske nettverket for hver komponent i modellen, inkludert termisk motstand, varmekapasitet og effekttap.Til slutt er TETN-modellen implementert i SPICE for simulering.Og du kan få temperaturfordelingen til hver komponent i GMT og dens endring i tidsdomenet.
For enkelhets skyld i modellering og beregning er det nødvendig å forenkle den termiske modellen og se bort fra randbetingelsene som har liten effekt på resultatene18,26.TETN-modellen foreslått i denne artikkelen er basert på følgende forutsetninger:
I GMT med tilfeldig viklede viklinger er det umulig eller nødvendig å simulere posisjonen til hver enkelt leder.Ulike modelleringsstrategier har blitt utviklet tidligere for å modellere varmeoverføring og temperaturfordeling i viklinger: (1) sammensatt termisk ledningsevne, (2) direkte ligninger basert på ledergeometri, (3) T-ekvivalent termisk krets29.
Sammensatt varmeledningsevne og direkte ligninger kan betraktes som mer nøyaktige løsninger enn den ekvivalente kretsen T, men de avhenger av flere faktorer, som materiale, ledergeometri og volumet av restluft i viklingen, som er vanskelig å bestemme29.Tvert imot, den T-ekvivalente termiske ordningen, selv om den er en omtrentlig modell, er mer praktisk30.Den kan påføres eksitasjonsspolen med langsgående vibrasjoner av GMT.
Den generelle hule sylindriske sammenstillingen som brukes til å representere magnetiseringsspolen og dens T-ekvivalente termiske diagram, oppnådd fra løsningen av varmeligningen, er vist i fig.3. Det antas at varmefluksen i eksitasjonsspolen er uavhengig i radiell og aksial retning.Den periferiske varmefluksen neglisjeres.I hver ekvivalent krets T representerer to terminaler den korresponderende overflatetemperaturen til elementet, og den tredje terminalen T6 representerer gjennomsnittstemperaturen til elementet.Tapet av P6-komponenten legges inn som en punktkilde ved gjennomsnittstemperaturnoden beregnet i "Field coil varmetapsberegning".Ved ikke-stasjonær simulering er varmekapasiteten C6 gitt av ligningen.(1) legges også til noden for gjennomsnittstemperatur.
Hvor cec, ρec og Vec representerer henholdsvis den spesifikke varmen, tettheten og volumet til eksitasjonsspolen.
I tabellen.1 viser den termiske motstanden til den T-ekvivalente termiske kretsen til eksitasjonsspolen med lengde lec, termisk ledningsevne λec, ytre radius rec1 og indre radius rec2.
Eksiterspoler og deres T-ekvivalente termiske kretser: (a) vanligvis hule sylindriske elementer, (b) separate aksiale og radielle T-ekvivalente termiske kretser.
Den ekvivalente kretsen T har også vist seg å være nøyaktig for andre sylindriske varmekilder13.Som hovedvarmekilden til GMO, har HMM-stangen en ujevn temperaturfordeling på grunn av dens lave varmeledningsevne, spesielt langs stangens akse.Tvert imot kan radiell inhomogenitet neglisjeres, siden den radielle varmefluksen til HMM-stangen er mye mindre enn den radielle varmefluksen31.
For å nøyaktig representere nivået av aksial diskretisering av stangen og oppnå den høyeste temperaturen, er GMM-stangen representert av n noder jevnt fordelt i aksial retning, og antallet noder n modellert av GMM-stangen må være oddetall.Antall ekvivalente aksiale termiske konturer er n T figur 4.
For å bestemme antall noder n som brukes til å modellere GMM-linjen, er FEM-resultatene vist i fig.5 som referanse.Som vist i fig.4 er antallet noder n regulert i termisk skjema for HMM-stangen.Hver node kan modelleres som en T-ekvivalent krets.Sammenligning av resultatene av FEM, fra Fig. 5 viser at en eller tre noder ikke nøyaktig kan reflektere temperaturfordelingen til HIM-staven (ca. 50 mm lang) i GMOen.Når n økes til 5, forbedres simuleringsresultatene betydelig og nærmer seg FEM.Å øke n ytterligere gir også bedre resultater på bekostning av lengre beregningstid.Derfor, i denne artikkelen, er 5 noder valgt for modellering av GMM-linjen.
Basert på den komparative analysen som er utført, er det nøyaktige termiske skjemaet til HMM-stangen vist i fig. 6. T1 ~ T5 er gjennomsnittstemperaturen til fem seksjoner (seksjon 1 ~ 5) av pinnen.P1-P5 representerer henholdsvis den totale termiske kraften til de ulike områdene av stangen, som vil bli diskutert i detalj i neste kapittel.C1~C5 er varmekapasiteten til forskjellige regioner, som kan beregnes ved hjelp av følgende formel
der crod, ρrod og Vrod angir den spesifikke varmekapasiteten, tettheten og volumet til HMM-staven.
Ved å bruke samme metode som for magnetiseringsspolen, kan varmeoverføringsmotstanden til HMM-stangen i fig. 6 beregnes som
der lrod, rrod og λrod representerer henholdsvis lengden, radiusen og varmeledningsevnen til GMM-staven.
For den langsgående vibrasjonen GMT som er studert i denne artikkelen, kan de resterende komponentene og intern luft modelleres med en enkelt nodekonfigurasjon.
Disse områdene kan anses å bestå av en eller flere sylindre.En rent ledende varmevekslingsforbindelse i en sylindrisk del er definert av Fourier-varmeledningsloven som
Der λnhs er materialets varmeledningsevne, er lnhs den aksiale lengden, rnhs1 og rnhs2 er henholdsvis ytre og indre radier av varmeoverføringselementet.
Ligning (5) brukes til å beregne den radielle termiske motstanden for disse områdene, representert ved RR4-RR12 i figur 7. Samtidig brukes ligning (6) for å beregne den aksiale termiske motstanden, representert fra RA15 til RA33 i figuren 7.
Varmekapasiteten til en enkelt node termisk krets for området ovenfor (inkludert C7–C15 i fig. 7) kan bestemmes som
hvor ρnhs, cnhs og Vnhs er henholdsvis lengden, spesifikk varme og volum.
Den konvektive varmeoverføringen mellom luften inne i GMT og overflaten av kabinettet og miljøet er modellert med en enkelt termisk ledningsmotstand som følger:
hvor A er kontaktflaten og h er varmeoverføringskoeffisienten.Tabell 232 viser noen typiske h brukt i termiske systemer.I følge Tabell.2 varmeoverføringskoeffisienter for termiske motstand RH8–RH10 og RH14–RH18, som representerer konveksjonen mellom HMF og miljøet i fig.7 er tatt som en konstant verdi på 25 W/(m2 K).De resterende varmeoverføringskoeffisientene settes lik 10 W/(m2 K).
I henhold til den interne varmeoverføringsprosessen vist i figur 2, er den komplette modellen av TETN-omformeren vist i figur 7.
Som vist i fig.7 er GMT langsgående vibrasjon delt inn i 16 knop, som er representert av røde prikker.Temperaturnodene avbildet i modellen tilsvarer gjennomsnittstemperaturene til de respektive komponentene.Omgivelsestemperatur T0, GMM-stavtemperatur T1~T5, magnetiseringsspoletemperatur T6, permanentmagnettemperatur T7 og T8, åktemperatur T9~T10, hustemperatur T11~T12 og T14, innelufttemperatur T13 og utgangsstavtemperatur T15.I tillegg er hver node koblet til det termiske potensialet til bakken gjennom C1 ~ C15, som representerer henholdsvis den termiske kapasiteten til hvert område.P1~P6 er den totale varmeeffekten til henholdsvis GMM-stang og magnetiseringsspole.I tillegg brukes 54 termiske motstander for å representere den ledende og konvektive motstanden mot varmeoverføring mellom tilstøtende noder, som ble beregnet i de foregående avsnittene.Tabell 3 viser de ulike termiske egenskapene til omformermaterialene.
Nøyaktig estimering av tapsvolumer og deres fordeling er avgjørende for å utføre pålitelige termiske simuleringer.Varmetapet som genereres av GMT kan deles inn i det magnetiske tapet til GMM-stangen, Joule-tapet til magnetiseringsspolen, det mekaniske tapet og det ekstra tapet.Mertapene og de mekaniske tapene som tas i betraktning er relativt små og kan neglisjeres.
Ac-eksitasjonsspolemotstanden inkluderer: likestrømsmotstanden Rdc og hudmotstanden Rs.
hvor f og N er frekvensen og antall omdreininger til eksitasjonsstrømmen.lCu og rCu er de indre og ytre radiene til spolen, lengden på spolen og radiusen til den magnetiske kobbertråden som definert av dens AWG-nummer (American Wire Gauge).ρCu er resistiviteten til kjernen.µCu er den magnetiske permeabiliteten til kjernen.
Det faktiske magnetfeltet inne i feltspolen (solenoid) er ikke ensartet langs stangens lengde.Denne forskjellen er spesielt merkbar på grunn av den lavere magnetiske permeabiliteten til HMM- og PM-stengene.Men den er symmetrisk i lengderetningen.Fordelingen av magnetfeltet bestemmer direkte fordelingen av magnetiske tap til HMM-stangen.Derfor, for å reflektere den reelle fordelingen av tap, tas en treseksjonsstang, vist i figur 8, for måling.
Det magnetiske tapet kan oppnås ved å måle den dynamiske hysteresesløyfen.Basert på den eksperimentelle plattformen vist i figur 11, ble tre dynamiske hystereseløkker målt.Under forutsetning av at temperaturen på GMM-stangen er stabil under 50 °C, driver den programmerbare AC-strømforsyningen (Chroma 61512) feltspolen i et visst område, som vist i figur 8, frekvensen til magnetfeltet generert av teststrøm og den resulterende magnetiske flukstettheten beregnes ved å integrere spenning indusert i induksjonsspolen koblet til GIM-stangen.Rådataene ble lastet ned fra minneloggeren (MR8875-30 per dag) og behandlet i MATLAB-programvare for å oppnå de målte dynamiske hystereseløkkene vist i fig. 9.
Målte dynamiske hysteresesløyfer: (a) seksjon 1/5: Bm = 0,044735 T, (b) seksjon 1/5: fm = 1000 Hz, (c) seksjon 2/4: Bm = 0,05955 T, (d ) seksjon 2/ 4: fm = 1000 Hz, (e) seksjon 3: Bm = 0,07228 T, (f) seksjon 3: fm = 1000 Hz.
I følge litteratur 37 kan det totale magnetiske tapet Pv per volumenhet av HMM-staver beregnes ved å bruke følgende formel:
hvor ABH er måleområdet på BH-kurven ved magnetfeltfrekvensen fm lik eksitasjonsstrømfrekvensen f.
Basert på Bertotti-tapseparasjonsmetoden38, kan det magnetiske tapet per masseenhet Pm til en GMM-stav uttrykkes som summen av hysteresetapet Ph, virvelstrømtapet Pe og det unormale tapet Pa (13):
Fra et ingeniørperspektiv38 kan unormale tap og virvelstrømstap kombineres til ett begrep kalt totalt virvelstrømstap.Dermed kan formelen for beregning av tap forenkles som følger:
i ligningen.(13)~(14) hvor Bm er amplituden til den magnetiske tettheten til det spennende magnetfeltet.kh og kc er tapsfaktoren for hysterese og den totale virvelstrømstapsfaktoren.