2507 spolrör av rostfritt stål kemisk komponent, Ekvivalent termisk nätverkssimuleringsstudie av en sällsynt jordartad jättemagnetostriktiv givare

Tack för att du besöker Nature.com.Du använder en webbläsarversion med begränsat CSS-stöd.För bästa upplevelse rekommenderar vi att du använder en uppdaterad webbläsare (eller inaktiverar kompatibilitetsläge i Internet Explorer).Dessutom, för att säkerställa löpande support, visar vi webbplatsen utan stilar och JavaScript.
Reglage som visar tre artiklar per bild.Använd bakåt- och nästaknapparna för att flytta genom bilderna, eller skjutkontrollknapparna i slutet för att flytta genom varje bild.

• Produktbeskrivning
• 2507 Ringslang i rostfritt stål från Kina

Avgörande för utformningen av den gigantiska magnetostriktiva givaren (GMT) är snabb och noggrann analys av temperaturfördelningen.Termisk nätverksmodellering har fördelarna med låg beräkningskostnad och hög noggrannhet och kan användas för GMT termisk analys.Men befintliga termiska modeller har begränsningar när det gäller att beskriva dessa komplexa termiska regimer i GMT: de flesta studier fokuserar på stationära tillstånd som inte kan fånga temperaturförändringar;Det antas allmänt att temperaturfördelningen för jättemagnetostriktiva (GMM) stavar är enhetlig, men temperaturgradienten över GMM-staven är mycket signifikant på grund av dålig värmeledningsförmåga, den ojämna förlustfördelningen av GMM:en introduceras sällan i värmen. modell.Därför, genom att överväga ovanstående tre aspekter, etablerar detta dokument GMT Transitional Equivalent Heat Network (TETN)-modellen.Först, baserat på designen och principen för driften av den längsgående vibrerande HMT, utförs en termisk analys.På grundval av detta upprättas värmeelementmodellen för HMT värmeöverföringsprocessen och motsvarande modellparametrar beräknas.Slutligen verifieras noggrannheten hos TETN-modellen för rumstemperaturanalys av givartemperaturer genom simulering och experiment.
Det gigantiska magnetostriktiva materialet (GMM), nämligen terfenol-D, har fördelarna med stor magnetostriktion och hög energitäthet.Dessa unika egenskaper kan användas för att utveckla gigantiska magnetostriktiva givare (GMT) som kan användas i ett brett spektrum av applikationer såsom akustiska undervattensgivare, mikromotorer, linjära ställdon, etc. 1,2.
Särskilt oroande är risken för överhettning av undervattens GMT, som, när de drivs med full effekt och under långa perioder av excitation, kan generera betydande mängder värme på grund av sin höga effekttäthet3,4.Dessutom, på grund av den stora termiska expansionskoefficienten för GMT och dess höga känslighet för yttre temperatur, är dess uteffekt nära relaterad till temperatur5,6,7,8.I tekniska publikationer kan GMT termiska analysmetoder delas in i två breda kategorier9: numeriska metoder och klumpade parametermetoder.Finita elementmetoden (FEM) är en av de mest använda numeriska analysmetoderna.Xie et al.[10] använde finita elementmetoden för att simulera distributionen av värmekällor för en gigantisk magnetostriktiv frekvensomriktare och realiserade designen av frekvensomriktarens temperaturkontroll och kylsystem.Zhao et al.[11] upprättade en gemensam finita elementsimulering av ett turbulent flödesfält och ett temperaturfält, och byggde en GMM intelligent komponenttemperaturkontrollanordning baserad på resultaten av finita elementsimuleringen.FEM är dock mycket krävande vad gäller modelluppställning och beräkningstid.Av denna anledning anses FEM vara ett viktigt stöd för offline-beräkningar, vanligtvis under omvandlarens designfas.
Den klumpade parametermetoden, vanligen kallad värmenätsmodellen, används i stor utsträckning inom termodynamisk analys på grund av sin enkla matematiska form och höga beräkningshastighet12,13,14.Detta tillvägagångssätt spelar en viktig roll för att eliminera de termiska begränsningarna hos motorerna 15, 16, 17. Mellor18 var först med att använda en förbättrad termisk ekvivalent krets T för att modellera motorns värmeöverföringsprocess.Verez et al.19 skapade en tredimensionell modell av det termiska nätverket av en permanentmagnetsynkronmaskin med axiellt flöde.Boglietti et al.20 föreslog fyra termiska nätverksmodeller av varierande komplexitet för att förutsäga kortsiktiga termiska transienter i statorlindningar.Slutligen etablerade Wang et al.21 en detaljerad termisk ekvivalent krets för varje PMSM-komponent och sammanfattade ekvationen för termisk resistans.Under nominella förhållanden kan felet kontrolleras inom 5 %.
På 1990-talet började värmenätsmodellen tillämpas på högeffekts lågfrekvensomvandlare.Dubus et al.22 utvecklade en värmenätsmodell för att beskriva stationär värmeöverföring i en dubbelsidig longitudinell vibrator och klass IV böjgivare.Anjanappa et al.23 utförde en 2D stationär termisk analys av en magnetostriktiv mikroenhet med användning av en termisk nätverksmodell.För att studera sambandet mellan termisk stam av Terfenol-D och GMT-parametrar, Zhu et al.24 upprättade en jämviktsmodell för beräkning av termisk resistans och GMT-förskjutning.
GMT-temperaturuppskattning är mer komplex än motortillämpningar.På grund av den utmärkta termiska och magnetiska ledningsförmågan hos de använda materialen, reduceras de flesta motorkomponenter som betraktas vid samma temperatur vanligtvis till en enda nod13,19.Men på grund av den dåliga värmeledningsförmågan hos HMM är antagandet om en enhetlig temperaturfördelning inte längre korrekt.Dessutom har HMM en mycket låg magnetisk permeabilitet, så värmen som genereras av magnetiska förluster är vanligtvis ojämn längs HMM-staven.Dessutom är det mesta av forskningen fokuserad på steady-state simuleringar som inte tar hänsyn till temperaturförändringar under GMT-drift.
För att lösa ovanstående tre tekniska problem använder den här artikeln GMT:s längsgående vibration som studieobjekt och modellerar exakt olika delar av givaren, särskilt GMM-staven.En modell av ett komplett transitional equivalent heat network (TETN) GMT har skapats.En finita elementmodell och experimentell plattform byggdes för att testa noggrannheten och prestandan hos TETN-modellen för givarens temperatur spatiotemporal analys.
Designen och de geometriska dimensionerna för den longitudinellt oscillerande HMF visas i Fig. la respektive b.
Nyckelkomponenter inkluderar GMM-stavar, fältspolar, permanentmagneter (PM), ok, kuddar, bussningar och bellevillefjädrar.Excitationsspolen och PMT förser HMM-staven med ett alternerande magnetfält respektive ett DC-förspänningsmagnetfält.Oket och kroppen, som består av en keps och hylsa, är gjorda av DT4 mjukt järn, som har en hög magnetisk permeabilitet.Bildar en sluten magnetisk krets med GIM- och PM-staven.Utgångsskaftet och tryckplattan är gjorda av icke-magnetiskt 304 rostfritt stål.Med bellevillefjädrar kan en stabil förspänning appliceras på stammen.När en växelström passerar genom drivspolen kommer HMM-staven att vibrera därefter.
På fig.2 visar processen för värmeväxling inuti GMT.GMM-stavar och fältspolar är de två huvudsakliga värmekällorna för GMT.Serpentinen överför sin värme till kroppen genom luftkonvektion inuti och till locket genom ledning.HMM-staven kommer att skapa magnetiska förluster under verkan av ett alternerande magnetfält, och värme kommer att överföras till skalet på grund av konvektion genom den inre luften och till permanentmagneten och oket på grund av ledning.Värmen som överförs till höljet avleds sedan till utsidan genom konvektion och strålning.När värmen som genereras är lika med den överförda värmen, når temperaturen i varje del av GMT ett stabilt tillstånd.
Värmeöverföringsprocessen i en longitudinellt oscillerande GMO: a – värmeflödesdiagram, b – huvudsakliga värmeöverföringsvägar.
Förutom värmen som alstras av magnetiseringsspolen och HMM-staven upplever alla komponenter i en sluten magnetisk krets magnetiska förluster.Sålunda lamineras permanentmagneten, oket, locket och hylsan samman för att minska den magnetiska förlusten av GMT.
Huvudstegen i att bygga en TETN-modell för GMT termisk analys är följande: först gruppera komponenter med samma temperaturer tillsammans och representera varje komponent som en separat nod i nätverket, associera sedan dessa noder med lämpligt värmeöverföringsuttryck.värmeledning och konvektion mellan noder.I detta fall kopplas värmekällan och värmeeffekten som motsvarar varje komponent parallellt mellan noden och jordens gemensamma nollspänning för att bygga en ekvivalent modell av värmenätet.Nästa steg är att beräkna parametrarna för det termiska nätverket för varje komponent i modellen, inklusive termiskt motstånd, värmekapacitet och effektförluster.Slutligen implementeras TETN-modellen i SPICE för simulering.Och du kan få temperaturfördelningen för varje komponent i GMT och dess förändring i tidsdomänen.
För att underlätta modellering och beräkning är det nödvändigt att förenkla den termiska modellen och bortse från de randvillkor som har liten effekt på resultaten18,26.TETN-modellen som föreslås i denna artikel är baserad på följande antaganden:
I GMT med slumpmässigt lindade lindningar är det omöjligt eller nödvändigt att simulera positionen för varje enskild ledare.Olika modelleringsstrategier har utvecklats tidigare för att modellera värmeöverföring och temperaturfördelning inom lindningar: (1) sammansatt värmeledningsförmåga, (2) direkta ekvationer baserade på ledargeometri, (3) T-ekvivalent termisk krets29.
Sammansatt värmeledningsförmåga och direkta ekvationer kan anses vara mer exakta lösningar än motsvarande krets T, men de beror på flera faktorer, såsom material, ledaregeometri och volymen av restluft i lindningen, som är svåra att fastställa29.Tvärtom är det T-ekvivalenta termiska schemat, även om det är en ungefärlig modell, bekvämare30.Den kan appliceras på exciteringsspolen med längsgående vibrationer av GMT.
Den allmänna ihåliga cylindriska sammansättningen som används för att representera magnetiseringsspolen och dess T-ekvivalenta termiska diagram, erhållet från lösningen av värmeekvationen, visas i fig.3. Det antas att värmeflödet i excitationsspolen är oberoende i radiella och axiella riktningar.Det periferiska värmeflödet försummas.I varje ekvivalent krets T representerar två terminaler elementets motsvarande yttemperatur, och den tredje terminalen T6 representerar elementets medeltemperatur.Förlusten av P6-komponenten läggs in som en punktkälla vid medeltemperaturnoden beräknad i "Fältslingans värmeförlustberäkning".Vid icke-stationär simulering ges värmekapaciteten C6 av ekvationen.(1) läggs också till medeltemperaturnoden.
Där cec, ρec och Vec representerar den specifika värmen, densiteten och volymen för excitationsspolen.
I tabell.Fig. 1 visar värmeresistansen för magnetiseringsspolens T-ekvivalenta termiska krets med längden lec, värmeledningsförmågan λec, yttre radie rec1 och inre radie rec2.
Exciterspolar och deras T-ekvivalenta termiska kretsar: (a) vanligtvis ihåliga cylindriska element, (b) separata axiella och radiella T-ekvivalenta termiska kretsar.
Den ekvivalenta kretsen T har även visat sig vara exakt för andra cylindriska värmekällor13.Eftersom HMM-staven är den huvudsakliga värmekällan för GMO har en ojämn temperaturfördelning på grund av dess låga värmeledningsförmåga, särskilt längs stavens axel.Tvärtom kan radiell inhomogenitet försummas, eftersom det radiella värmeflödet för HMM-staven är mycket mindre än det radiella värmeflödet31.
För att exakt representera nivån av axiell diskretisering av staven och erhålla den högsta temperaturen, representeras GMM-staven av n noder som är jämnt fördelade i den axiella riktningen, och antalet noder n som modelleras av GMM-staven måste vara udda.Antalet ekvivalenta axiella termiska konturer är n T figur 4.
För att bestämma antalet noder n som används för att modellera GMM-stapeln, visas FEM-resultaten i fig.5 som referens.Såsom visas i fig.4 regleras antalet noder n i HMM-stavens termiska schema.Varje nod kan modelleras som en T-ekvivalent krets.Jämförelse av resultaten av FEM, från Fig. 5 visar att en eller tre noder inte kan exakt återspegla temperaturfördelningen av HIM-staven (cirka 50 mm lång) i GMO.När n ökas till 5 förbättras simuleringsresultaten avsevärt och närmar sig FEM.Att öka n ytterligare ger också bättre resultat till bekostnad av längre beräkningstid.Därför, i den här artikeln, väljs 5 noder för modellering av GMM-fältet.
Baserat på den utförda jämförande analysen visas det exakta termiska schemat för HMM-staven i fig. 6. T1 ~ T5 är medeltemperaturen för fem sektioner (sektion 1 ~ 5) av pinnen.P1-P5 respektive representerar den totala termiska effekten för de olika områdena på spöet, vilket kommer att diskuteras i detalj i nästa kapitel.C1~C5 är värmekapaciteten för olika regioner, som kan beräknas med följande formel
där crod, ρrod och Vrod anger HMM-stavens specifika värmekapacitet, densitet och volym.
Med samma metod som för magnetspolen kan värmeöverföringsmotståndet för HMM-staven i fig. 6 beräknas som
där lrod, rrod och λrod representerar längden, radien och värmeledningsförmågan för GMM-staven.
För den longitudinella vibrations-GMT som studeras i den här artikeln kan de återstående komponenterna och den interna luften modelleras med en enda nodkonfiguration.
Dessa områden kan anses bestå av en eller flera cylindrar.En rent ledande värmeväxlingsanslutning i en cylindrisk del definieras av Fouriervärmeledningslagen som
Där λnhs är materialets värmeledningsförmåga, lnhs är den axiella längden, rnhs1 och rnhs2 är värmeöverföringselementets yttre respektive inre radier.
Ekvation (5) används för att beräkna det radiella termiska motståndet för dessa områden, representerat av RR4-RR12 i figur 7. Samtidigt används ekvation (6) för att beräkna det axiella termiska motståndet, representerat från RA15 till RA33 i figuren 7.
Värmekapaciteten för en termisk krets med en nod för ovanstående område (inklusive C7–C15 i fig. 7) kan bestämmas som
där ρnhs, cnhs och Vnhs är längden, specifik värme respektive volym.
Den konvektiva värmeöverföringen mellan luften inuti GMT och höljets yta och miljön modelleras med ett enda värmeledningsmotstånd enligt följande:
där A är kontaktytan och h är värmeöverföringskoefficienten.Tabell 232 listar några typiska h som används i termiska system.Enligt tabell.2 värmeöverföringskoefficienter för termiska motstånd RH8–RH10 och RH14–RH18, representerande konvektionen mellan HMF och omgivningen i fig.7 tas som ett konstant värde på 25 W/(m2 K).De återstående värmeöverföringskoefficienterna sätts lika med 10 W/(m2 K).
Enligt den interna värmeöverföringsprocessen som visas i figur 2 visas den kompletta modellen av TETN-omvandlaren i figur 7.
Såsom visas i fig.7 är GMT:s longitudinella vibration uppdelad i 16 knop, som representeras av röda prickar.Temperaturnoderna som avbildas i modellen motsvarar medeltemperaturerna för respektive komponenter.Omgivningstemperatur T0, GMM-stavtemperatur T1~T5, magnetiseringsspoletemperatur T6, permanentmagnettemperatur T7 och T8, oktemperatur T9~T10, höljestemperatur T11~T12 och T14, inomhuslufttemperatur T13 och utgångsstavtemperatur T15.Dessutom är varje nod ansluten till jordens termiska potential genom C1 ~ C15, som representerar respektive områdes termiska kapacitet.P1~P6 är den totala värmeeffekten för GMM-staven respektive magnetspolen.Dessutom används 54 termiska resistanser för att representera den ledande och konvektiva resistansen mot värmeöverföring mellan intilliggande noder, vilka beräknades i föregående avsnitt.Tabell 3 visar de olika termiska egenskaperna hos omvandlarmaterialen.
Noggrann uppskattning av förlustvolymer och deras fördelning är avgörande för att utföra tillförlitliga termiska simuleringar.Värmeförlusten som genereras av GMT kan delas in i den magnetiska förlusten av GMM-staven, Joule-förlusten för magnetiseringsspolen, den mekaniska förlusten och den ytterligare förlusten.De extra förluster och mekaniska förluster som beaktas är relativt små och kan försummas.
AC-excitationsspolens motstånd inkluderar: likströmsmotståndet Rdc och hudmotståndet Rs.
där f och N är frekvensen och antalet varv för exciteringsströmmen.lCu och rCu är spolens inre och yttre radier, spolens längd och radien på den magnetiska koppartråden som definieras av dess AWG-nummer (American Wire Gauge).ρCu är resistiviteten för dess kärna.µCu är den magnetiska permeabiliteten för dess kärna.
Det faktiska magnetfältet inuti fältspolen (solenoiden) är inte enhetligt längs stavens längd.Denna skillnad är särskilt märkbar på grund av den lägre magnetiska permeabiliteten hos HMM- och PM-stavarna.Men den är longitudinellt symmetrisk.Fördelningen av magnetfältet bestämmer direkt fördelningen av magnetiska förluster hos HMM-staven.Därför, för att återspegla den verkliga fördelningen av förluster, tas en tresektionsstav, som visas i figur 8, för mätning.
Den magnetiska förlusten kan erhållas genom att mäta den dynamiska hysteresloopen.Baserat på den experimentella plattformen som visas i figur 11, mättes tre dynamiska hysteresloopar.Under förutsättning att temperaturen på GMM-staven är stabil under 50°C, driver den programmerbara AC-strömförsörjningen (Chroma 61512) fältspolen inom ett visst område, som visas i figur 8, frekvensen för det magnetiska fältet som genereras av testström och den resulterande magnetiska flödestätheten beräknas genom att integrera spänning som induceras i induktionsspolen ansluten till GIM-staven.Rådata laddades ner från minnesloggern (MR8875-30 per dag) och bearbetades i MATLAB-mjukvaran för att erhålla de uppmätta dynamiska hystereslooparna som visas i fig. 9.
Uppmätta dynamiska hysteresloopar: (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.
Enligt litteratur 37 kan den totala magnetiska förlusten Pv per volymenhet av HMM-stavar beräknas med hjälp av följande formel:
där ABH är mätarean på BH-kurvan vid magnetfältsfrekvensen fm lika med exciteringsströmfrekvensen f.
Baserat på Bertotti-förlustseparationsmetoden38 kan den magnetiska förlusten per massenhet Pm för en GMM-stav uttryckas som summan av hysteresförlusten Ph, virvelströmsförlusten Pe och den anomala förlusten Pa (13):
Ur ett tekniskt perspektiv38 kan onormala förluster och virvelströmsförluster kombineras till en term som kallas total virvelströmsförlust.Således kan formeln för att beräkna förluster förenklas enligt följande:
i ekvationen.(13)~(14) där Bm är amplituden för den magnetiska densiteten för det exciterande magnetfältet.kh och kc är hysteresförlustfaktorn och den totala virvelströmsförlustfaktorn.