2507 rustfrit stål spolerør kemisk komponent, ækvivalent termisk netværkssimuleringsundersøgelse af en sjælden jord gigantisk magnetostriktiv transducer

Tak fordi du besøgte Nature.com.Du bruger en browserversion med begrænset CSS-understøttelse.For den bedste oplevelse anbefaler vi, at du bruger en opdateret browser (eller deaktiverer kompatibilitetstilstand i Internet Explorer).For at sikre løbende support viser vi desuden siden uden styles og JavaScript.
Sliders, der viser tre artikler pr. slide.Brug tilbage- og næste-knapperne til at flytte gennem diasene, eller dias-controllerknapperne i slutningen til at flytte gennem hvert dias.

• Produkt beskrivelse
• 2507 Rullerør i rustfrit stål fra Kina

Kritisk for designet af den gigantiske magnetostriktive transducer (GMT) er hurtig og præcis analyse af temperaturfordelingen.Termisk netværksmodellering har fordelene ved lave beregningsomkostninger og høj nøjagtighed og kan bruges til GMT termisk analyse.Imidlertid har eksisterende termiske modeller begrænsninger i beskrivelsen af ​​disse komplekse termiske regimer i GMT: de fleste undersøgelser fokuserer på stationære tilstande, der ikke kan fange temperaturændringer;Det antages generelt, at temperaturfordelingen af ​​gigantiske magnetostriktive (GMM) stænger er ensartet, men temperaturgradienten over GMM-stangen er meget signifikant på grund af dårlig termisk ledningsevne, den uensartede tabsfordeling af GMM indføres sjældent i den termiske model.Derfor etablerer dette dokument GMT Transitional Equivalent Heat Network (TETN) modellen ved at overveje de ovennævnte tre aspekter.Først, baseret på design og princip for drift af den langsgående vibrerende HMT, udføres en termisk analyse.På denne baggrund etableres varmeelementmodellen for HMT varmeoverførselsprocessen, og de tilsvarende modelparametre beregnes.Endelig er nøjagtigheden af ​​TETN-modellen for transducertemperatur spatiotemporal analyse verificeret ved simulering og eksperiment.
Det gigantiske magnetostriktive materiale (GMM), nemlig terfenol-D, har fordelene ved stor magnetostriktion og høj energitæthed.Disse unikke egenskaber kan bruges til at udvikle gigantiske magnetostriktive transducere (GMT'er), der kan bruges i en lang række applikationer såsom akustiske undervandstransducere, mikromotorer, lineære aktuatorer osv. 1,2.
Særligt bekymrende er potentialet for overophedning af undersøiske GMT'er, som, når de drives ved fuld effekt og i lange perioder med excitation, kan generere betydelige mængder varme på grund af deres høje effekttæthed3,4.På grund af den store termiske udvidelseskoefficient af GMT og dens høje følsomhed over for ekstern temperatur er dens output ydeevne tæt forbundet med temperatur5,6,7,8.I tekniske publikationer kan GMT termiske analysemetoder opdeles i to brede kategorier9: numeriske metoder og klumpede parametermetoder.Finite element-metoden (FEM) er en af ​​de mest anvendte numeriske analysemetoder.Xie et al.[10] brugte finite element-metoden til at simulere fordelingen af ​​varmekilder i et gigantisk magnetostriktivt drev og realiserede designet af drevets temperaturkontrol og kølesystem.Zhao et al.[11] etablerede en fælles finite element-simulering af et turbulent flowfelt og et temperaturfelt og byggede en GMM intelligent komponent temperaturkontrolenhed baseret på resultaterne af finite element-simuleringen.FEM er dog meget krævende i forhold til modelopsætning og beregningstid.Af denne grund betragtes FEM som en vigtig støtte til offline-beregninger, normalt under konverterens designfase.
Den klumpede parametermetode, almindeligvis omtalt som varmenetværksmodellen, er meget udbredt i termodynamisk analyse på grund af dens enkle matematiske form og høje beregningshastighed12,13,14.Denne tilgang spiller en vigtig rolle i at eliminere de termiske begrænsninger af motorer 15, 16, 17. Mellor18 var den første til at bruge et forbedret termisk ækvivalent kredsløb T til at modellere motorens varmeoverførselsproces.Verez et al.19 skabte en tredimensionel model af det termiske netværk af en permanent magnet synkron maskine med aksial flow.Boglietti et al.20 foreslog fire termiske netværksmodeller af varierende kompleksitet til at forudsige kortsigtede termiske transienter i statorviklinger.Endelig etablerede Wang et al.21 et detaljeret termisk ækvivalent kredsløb for hver PMSM-komponent og opsummerede den termiske modstandsligning.Under nominelle forhold kan fejlen kontrolleres inden for 5 %.
I 1990'erne begyndte varmenetværksmodellen at blive anvendt på højeffekt lavfrekvente omformere.Dubus et al.22 udviklede en varmenetværksmodel til at beskrive stationær varmeoverførsel i en dobbeltsidet langsgående vibrator og klasse IV bøjningssensor.Anjanappa et al.23 udførte en 2D stationær termisk analyse af et magnetostriktivt mikrodrev ved hjælp af en termisk netværksmodel.For at studere forholdet mellem termisk stamme af Terfenol-D og GMT-parametre, Zhu et al.24 etableret en steady state-ækvivalent model for termisk modstand og GMT-forskydningsberegning.
GMT-temperaturestimering er mere kompleks end motorapplikationer.På grund af den fremragende termiske og magnetiske ledningsevne af de anvendte materialer, reduceres de fleste motorkomponenter, der betragtes ved samme temperatur, normalt til en enkelt knude13,19.Men på grund af HMM'ers dårlige varmeledningsevne er antagelsen om en ensartet temperaturfordeling ikke længere korrekt.Derudover har HMM en meget lav magnetisk permeabilitet, så varmen genereret af magnetiske tab er normalt uensartet langs HMM-stangen.Derudover er det meste af forskningen fokuseret på steady-state simuleringer, der ikke tager højde for temperaturændringer under GMT-drift.
For at løse de ovennævnte tre tekniske problemer bruger denne artikel GMT langsgående vibration som genstand for undersøgelse og modellerer nøjagtigt forskellige dele af transduceren, især GMM-stangen.En model af et komplet overgangsækvivalent varmenetværk (TETN) GMT er blevet oprettet.En finite element-model og en eksperimentel platform blev bygget for at teste nøjagtigheden og ydeevnen af ​​TETN-modellen til transducertemperatur spatiotemporal analyse.
Designet og de geometriske dimensioner af den langsgående oscillerende HMF er vist i henholdsvis fig. 1a og b.
Nøglekomponenter omfatter GMM-stænger, feltspoler, permanente magneter (PM), åg, puder, bøsninger og belleville-fjedre.Excitationsspolen og PMT forsyner HMM-stangen med henholdsvis et vekslende magnetfelt og et DC-forspændingsmagnetfelt.Åget og kroppen, der består af en hætte og ærme, er lavet af DT4 blødt jern, som har en høj magnetisk permeabilitet.Danner et lukket magnetisk kredsløb med GIM og PM stangen.Udgangsstammen og trykpladen er lavet af ikke-magnetisk 304 rustfrit stål.Med belleville fjedre kan en stabil forspænding påføres stilken.Når en vekselstrøm passerer gennem drivspolen, vil HMM-stangen vibrere tilsvarende.
På fig.2 viser processen med varmeveksling inde i GMT.GMM-stænger og feltspoler er de to vigtigste varmekilder til GMT'er.Serpentinen overfører sin varme til kroppen ved luftkonvektion indeni og til låget ved ledning.HMM-stangen vil skabe magnetiske tab under påvirkning af et vekslende magnetfelt, og varme vil blive overført til skallen på grund af konvektion gennem den indre luft, og til den permanente magnet og åg på grund af ledning.Varmen, der overføres til kabinettet, spredes derefter til ydersiden ved konvektion og stråling.Når den genererede varme er lig med den overførte varme, når temperaturen i hver del af GMT en stabil tilstand.
Processen med varmeoverførsel i en langsgående oscillerende GMO: a – varmeflowdiagram, b – hovedvarmeoverførselsveje.
Ud over den varme, der genereres af magnetiseringsspolen og HMM-stangen, oplever alle komponenter i et lukket magnetisk kredsløb magnetiske tab.Den permanente magnet, åg, hætte og ærme er således lamineret sammen for at reducere det magnetiske tab af GMT.
De vigtigste trin i opbygningen af ​​en TETN-model for GMT termisk analyse er som følger: grupper først komponenter med de samme temperaturer sammen og repræsenterer hver komponent som en separat knude i netværket, tilknyt derefter disse knudepunkter med det passende varmeoverførselsudtryk.varmeledning og konvektion mellem noder.I dette tilfælde er varmekilden og varmeydelsen, der svarer til hver komponent, forbundet parallelt mellem knudepunktet og jordens fælles nulspænding for at bygge en tilsvarende model af varmenettet.Det næste trin er at beregne parametrene for det termiske netværk for hver komponent i modellen, herunder termisk modstand, varmekapacitet og effekttab.Endelig er TETN-modellen implementeret i SPICE til simulering.Og du kan få temperaturfordelingen af ​​hver komponent i GMT og dens ændring i tidsdomænet.
Af hensyn til modellering og beregning er det nødvendigt at forenkle den termiske model og ignorere de randbetingelser, der har ringe effekt på resultaterne18,26.TETN-modellen foreslået i denne artikel er baseret på følgende antagelser:
I GMT med tilfældigt viklede viklinger er det umuligt eller nødvendigt at simulere hver enkelt leders position.Forskellige modelleringsstrategier er blevet udviklet tidligere til at modellere varmeoverførsel og temperaturfordeling i viklinger: (1) sammensat termisk ledningsevne, (2) direkte ligninger baseret på ledergeometri, (3) T-ækvivalent termisk kredsløb29.
Sammensat termisk ledningsevne og direkte ligninger kan betragtes som mere nøjagtige løsninger end det tilsvarende kredsløb T, men de afhænger af flere faktorer, såsom materiale, ledergeometri og mængden af ​​restluft i viklingen, som er svære at bestemme29.Tværtimod er den T-ækvivalente termiske ordning, selvom den er en omtrentlig model, mere bekvem30.Det kan påføres excitationsspolen med langsgående vibrationer af GMT.
Den generelle hule cylindriske samling, der bruges til at repræsentere magnetiseringsspolen og dens T-ækvivalente termiske diagram, opnået fra løsningen af ​​varmeligningen, er vist i fig.3. Det antages, at varmefluxen i excitationsspolen er uafhængig i radial og aksial retning.Den periferiske varmeflux negligeres.I hvert ækvivalent kredsløb T repræsenterer to terminaler elementets tilsvarende overfladetemperatur, og den tredje terminal T6 repræsenterer elementets gennemsnitlige temperatur.Tabet af P6-komponenten indtastes som en punktkilde ved den gennemsnitlige temperaturknude beregnet i "Beregning af feltspolens varmetab".Ved ikke-stationær simulering er varmekapaciteten C6 givet ved ligningen.(1) er også tilføjet til gennemsnitstemperaturknuden.
Hvor cec, ρec og Vec repræsenterer henholdsvis den specifikke varme, densitet og volumen af ​​excitationsspolen.
I tabel.1 viser den termiske modstand af magnetiseringsspolens T-ækvivalente termiske kredsløb med længde lec, termisk ledningsevne λec, ydre radius rec1 og indre radius rec2.
Exciterspoler og deres T-ækvivalente termiske kredsløb: (a) sædvanligvis hule cylindriske elementer, (b) separate aksiale og radiale T-ækvivalente termiske kredsløb.
Det tilsvarende kredsløb T har også vist sig at være nøjagtigt for andre cylindriske varmekilder13.Som hovedvarmekilden til GMO'en har HMM-stangen en ujævn temperaturfordeling på grund af dens lave varmeledningsevne, især langs stangens akse.Tværtimod kan radial inhomogenitet negligeres, da den radiale varmeflux af HMM-stangen er meget mindre end den radiale varmeflux31.
For nøjagtigt at repræsentere niveauet af aksial diskretisering af stangen og opnå den højeste temperatur, er GMM-stangen repræsenteret af n noder med ensartet afstand i den aksiale retning, og antallet af noder n modelleret af GMM-stangen skal være ulige.Antallet af ækvivalente aksiale termiske konturer er n T figur 4.
For at bestemme antallet af knudepunkter n, der bruges til at modellere GMM-bjælken, er FEM-resultaterne vist i fig.5 som reference.Som vist i fig.4 er antallet af knudepunkter n reguleret i HMM-stangens termiske skema.Hver knude kan modelleres som et T-ækvivalent kredsløb.Sammenligning af resultaterne af FEM fra fig. 5 viser, at en eller tre noder ikke nøjagtigt kan afspejle temperaturfordelingen af ​​HIM-stangen (ca. 50 mm lang) i GMO'en.Når n øges til 5, forbedres simuleringsresultaterne væsentligt og nærmer sig FEM.At øge n yderligere giver også bedre resultater på bekostning af længere beregningstid.Derfor er der i denne artikel valgt 5 noder til modellering af GMM-bjælken.
Baseret på den udførte sammenlignende analyse er det nøjagtige termiske skema for HMM-stangen vist i fig. 6. T1 ~ T5 er gennemsnitstemperaturen for fem sektioner (sektion 1 ~ 5) af pinden.P1-P5 repræsenterer henholdsvis den samlede termiske effekt af de forskellige områder af stangen, som vil blive diskuteret i detaljer i næste kapitel.C1~C5 er varmekapaciteten i forskellige regioner, som kan beregnes ved hjælp af følgende formel
hvor crod, ρrod og Vrod angiver den specifikke varmekapacitet, tæthed og volumen af ​​HMM-stangen.
Ved at bruge samme metode som for magnetiseringsspolen kan varmeoverførselsmodstanden for HMM-stangen i fig. 6 beregnes som
hvor lrod, rrod og λrod repræsenterer henholdsvis længden, radius og termisk ledningsevne af GMM-stangen.
For den langsgående vibration GMT, der er studeret i denne artikel, kan de resterende komponenter og intern luft modelleres med en enkelt nodekonfiguration.
Disse områder kan betragtes som bestående af en eller flere cylindre.En rent ledende varmevekslingsforbindelse i en cylindrisk del er defineret af Fourier-varmeledningsloven som
Hvor λnhs er materialets varmeledningsevne, er lnhs den aksiale længde, rnhs1 og rnhs2 er henholdsvis den ydre og indre radius af varmeoverføringselementet.
Ligning (5) bruges til at beregne den radiale termiske modstand for disse områder, repræsenteret ved RR4-RR12 i figur 7. Samtidig bruges ligning (6) til at beregne den aksiale termiske modstand, repræsenteret fra RA15 til RA33 i figuren 7.
Varmekapaciteten af ​​et enkelt node termisk kredsløb for ovennævnte område (inklusive C7–C15 i fig. 7) kan bestemmes som
hvor ρnhs, cnhs og Vnhs er henholdsvis længden, specifik varme og volumen.
Den konvektive varmeoverførsel mellem luften inde i GMT og overfladen af ​​kabinettet og miljøet er modelleret med en enkelt termisk ledningsmodstand som følger:
hvor A er kontaktfladen og h er varmeoverførselskoefficienten.Tabel 232 viser nogle typiske h, der anvendes i termiske systemer.Ifølge tabel.2 varmeoverførselskoefficienter for termiske modstande RH8–RH10 og RH14–RH18, der repræsenterer konvektionen mellem HMF og miljøet i fig.7 er taget som en konstant værdi på 25 W/(m2 K).De resterende varmeoverførselskoefficienter er sat lig med 10 W/(m2 K).
Ifølge den interne varmeoverførselsproces vist i figur 2 er den komplette model af TETN-konverteren vist i figur 7.
Som vist i fig.7 er den langsgående GMT-vibration opdelt i 16 knob, som er repræsenteret af røde prikker.Temperaturknuderne afbildet i modellen svarer til gennemsnitstemperaturerne for de respektive komponenter.Omgivelsestemperatur T0, GMM-stangtemperatur T1~T5, magnetiseringsspoletemperatur T6, permanentmagnettemperatur T7 og T8, ågtemperatur T9~T10, hustemperatur T11~T12 og T14, indendørs lufttemperatur T13 og udgangsstangtemperatur T15.Derudover er hver knude forbundet til jordens termiske potentiale gennem C1 ~ C15, som repræsenterer henholdsvis den termiske kapacitet for hvert område.P1~P6 er den samlede varmeydelse af henholdsvis GMM-stang og magnetspolen.Derudover bruges 54 termiske modstande til at repræsentere den ledende og konvektive modstand mod varmeoverførsel mellem tilstødende noder, som blev beregnet i de foregående afsnit.Tabel 3 viser konvertermaterialernes forskellige termiske egenskaber.
Nøjagtig estimering af tabsvolumener og deres fordeling er afgørende for at udføre pålidelige termiske simuleringer.Varmetabet, der genereres af GMT'en, kan opdeles i det magnetiske tab af GMM-stangen, Joule-tabet af magnetiseringsspolen, det mekaniske tab og det yderligere tab.De ekstra tab og mekaniske tab, der tages i betragtning, er relativt små og kan negligeres.
AC excitationsspolens modstand inkluderer: DC modstanden Rdc og hudmodstanden Rs.
hvor f og N er frekvensen og antallet af vindinger af excitationsstrømmen.lCu og rCu er spolens indvendige og udvendige radier, spolens længde og radius af kobbermagnettråden som defineret af dens AWG-nummer (American Wire Gauge).ρCu er resistiviteten af ​​dens kerne.µCu er den magnetiske permeabilitet af dens kerne.
Det faktiske magnetfelt inde i feltspolen (solenoiden) er ikke ensartet langs stangens længde.Denne forskel er især mærkbar på grund af den lavere magnetiske permeabilitet af HMM- og PM-stængerne.Men det er længdesymmetrisk.Fordelingen af ​​magnetfeltet bestemmer direkte fordelingen af ​​magnetiske tab af HMM-stangen.Derfor, for at afspejle den reelle fordeling af tab, tages en tresektionsstang, vist i figur 8, til måling.
Det magnetiske tab kan opnås ved at måle den dynamiske hysteresesløjfe.Baseret på den eksperimentelle platform vist i figur 11 blev tre dynamiske hysterese-sløjfer målt.Under den betingelse, at temperaturen på GMM-stangen er stabil under 50°C, driver den programmerbare AC-strømforsyning (Chroma 61512) feltspolen i et bestemt område, som vist i figur 8, frekvensen af ​​det magnetiske felt, der genereres af teststrøm og den resulterende magnetiske fluxtæthed beregnes ved at integrere spænding induceret i induktionsspolen forbundet med GIM-stangen.De rå data blev downloadet fra hukommelsesloggeren (MR8875-30 pr. dag) og behandlet i MATLAB-software for at opnå de målte dynamiske hysterese-løkker vist i fig.
Målte dynamiske hysteresesløjfer: (a) sektion 1/5: Bm = 0,044735 T, (b) sektion 1/5: fm = 1000 Hz, (c) sektion 2/4: Bm = 0,05955 T, (d ) sektion 2/ 4: fm = 1000 Hz, (e) sektion 3: Bm = 0,07228 T, (f) sektion 3: fm = 1000 Hz.
Ifølge litteratur 37 kan det totale magnetiske tab Pv pr. volumenhed af HMM-stænger beregnes ved hjælp af følgende formel:
hvor ABH er måleområdet på BH-kurven ved magnetfeltfrekvensen fm lig med excitationsstrømmens frekvens f.
Baseret på Bertotti-tabsseparationsmetoden38 kan det magnetiske tab pr. masseenhed Pm af en GMM-stang udtrykkes som summen af ​​hysteresetabet Ph, hvirvelstrømstabet Pe og det unormale tab Pa (13):
Fra et ingeniørmæssigt perspektiv38 kan unormale tab og hvirvelstrømstab kombineres til et udtryk kaldet totalt hvirvelstrømstab.Således kan formlen til beregning af tab forenkles som følger:
i ligningen.(13)~(14) hvor Bm er amplituden af ​​den magnetiske tæthed af det exciterende magnetfelt.kh og kc er hysteresetabsfaktoren og den totale hvirvelstrømstabsfaktor.