Chemická součást spirálové trubky z nerezové oceli 2507, Studie simulace ekvivalentní tepelné sítě obřího magnetostrikčního snímače vzácných zemin

Děkujeme, že jste navštívili Nature.com.Používáte verzi prohlížeče s omezenou podporou CSS.Chcete-li dosáhnout nejlepšího výsledku, doporučujeme použít aktualizovaný prohlížeč (nebo vypnout režim kompatibility v aplikaci Internet Explorer).Abychom zajistili trvalou podporu, zobrazujeme web bez stylů a JavaScriptu.
Posuvníky zobrazující tři články na snímku.Pro pohyb mezi snímky použijte tlačítka zpět a další, pro pohyb po jednotlivých snímcích použijte tlačítka posuvného ovladače na konci.

• Popis výrobku
• 2507 Nerezová spirálová hadice z Číny

Rozhodující pro konstrukci obřího magnetostrikčního převodníku (GMT) je rychlá a přesná analýza rozložení teploty.Modelování tepelných sítí má výhody v nízkých nákladech na výpočet a vysoké přesnosti a lze jej použít pro tepelnou analýzu GMT.Stávající tepelné modely však mají omezení v popisu těchto komplexních tepelných režimů v GMT: většina studií se zaměřuje na stacionární stavy, které nemohou zachytit změny teploty;Obecně se předpokládá, že rozložení teploty obřích magnetostrikčních (GMM) tyčí je rovnoměrné, ale teplotní gradient napříč tyčí GMM je velmi významný kvůli špatné tepelné vodivosti, nerovnoměrné rozložení ztrát GMM je zřídka zaváděno do tepelného Modelka.Komplexním zvážením výše uvedených tří aspektů proto tento dokument zavádí model GMT Transitional Equivalent Heat Network (TETN).Nejprve se na základě konstrukce a principu činnosti podélného vibračního HMT provede tepelná analýza.Na tomto základě je vytvořen model topného článku pro proces přenosu tepla HMT a jsou vypočteny odpovídající parametry modelu.Nakonec je simulací a experimentem ověřena přesnost modelu TETN pro časoprostorovou analýzu snímačů teploty.
Obří magnetostrikční materiál (GMM), jmenovitě terfenol-D, má výhody velké magnetostrikce a vysoké hustoty energie.Tyto jedinečné vlastnosti lze využít k vývoji obřích magnetostrikčních převodníků (GMT), které lze použít v široké škále aplikací, jako jsou podvodní akustické převodníky, mikromotory, lineární aktuátory atd. 1,2.
Zvláštní obavy vyvolává možnost přehřátí podmořských GMT, které při provozu na plný výkon a po dlouhou dobu buzení mohou generovat značné množství tepla kvůli své vysoké hustotě výkonu3,4.Navíc, vzhledem k velkému koeficientu tepelné roztažnosti GMT a jeho vysoké citlivosti na vnější teplotu, jeho výstupní výkon úzce souvisí s teplotou5,6,7,8.V technických publikacích lze metody tepelné analýzy GMT rozdělit do dvou širokých kategorií9: numerické metody a metody se soustředěnými parametry.Metoda konečných prvků (MKP) je jednou z nejčastěji používaných metod numerické analýzy.Xie a kol.[10] pomocí metody konečných prvků simulovali rozložení zdrojů tepla obřího magnetostrikčního pohonu a realizovali návrh systému regulace teploty a chlazení pohonu.Zhao a kol.[11] vytvořili společnou konečnou simulaci pole turbulentního proudění a teplotního pole a na základě výsledků simulace pomocí konečných prvků postavili inteligentní zařízení pro řízení teploty komponent GMM.MKP je však velmi náročná na nastavení modelu a čas výpočtu.Z tohoto důvodu je MKP považována za důležitou podporu pro offline výpočty, obvykle během fáze návrhu převodníku.
Metoda soustředěných parametrů, běžně označovaná jako model tepelné sítě, je široce používána v termodynamické analýze díky své jednoduché matematické formě a vysoké rychlosti výpočtu12,13,14.Tento přístup hraje důležitou roli při eliminaci tepelných omezení motorů 15, 16, 17. Mellor18 jako první použil vylepšený tepelný ekvivalentní obvod T k modelování procesu přenosu tepla motoru.Verez a kol.19 vytvořil trojrozměrný model tepelné sítě synchronního stroje s permanentním magnetem s axiálním prouděním.Boglietti et al.20 navrhli čtyři modely tepelné sítě různé složitosti pro predikci krátkodobých tepelných přechodů ve vinutí statoru.Nakonec Wang et al.21 vytvořili podrobný tepelný ekvivalentní obvod pro každou součást PMSM a shrnul rovnici tepelného odporu.Za jmenovitých podmínek lze chybu regulovat v rozmezí 5 %.
V 90. letech 20. století se model tepelné sítě začal uplatňovat u vysokovýkonných nízkofrekvenčních měničů.Dubus et al.22 vyvinuli model tepelné sítě pro popis stacionárního přenosu tepla v oboustranném podélném vibrátoru a snímači ohybu třídy IV.Anjanappa et al.23 provedli 2D stacionární tepelnou analýzu magnetostrikčního mikropohonu pomocí modelu tepelné sítě.Ke studiu vztahu mezi tepelnou deformací Terfenol-D a parametry GMT Zhu et al.24 vytvořil ekvivalentní model v ustáleném stavu pro výpočet tepelného odporu a posunu GMT.
Odhad teploty GMT je složitější než aplikace motoru.Vzhledem k vynikající tepelné a magnetické vodivosti použitých materiálů je většina součástí motoru uvažovaných při stejné teplotě obvykle redukována na jeden uzel13,19.Vzhledem ke špatné tepelné vodivosti HMM však již není předpoklad rovnoměrného rozložení teplot správný.Kromě toho má HMM velmi nízkou magnetickou permeabilitu, takže teplo generované magnetickými ztrátami je obvykle podél tyče HMM nerovnoměrné.Většina výzkumu je navíc zaměřena na simulace v ustáleném stavu, které neberou v úvahu změny teploty během provozu GMT.
Za účelem vyřešení výše uvedených tří technických problémů tento článek využívá podélné vibrace GMT jako předmět studia a přesně modeluje různé části snímače, zejména tyč GMM.Byl vytvořen model kompletní přechodové sítě ekvivalentního tepla (TETN) GMT.Byl vytvořen model konečných prvků a experimentální platforma pro testování přesnosti a výkonu modelu TETN pro časoprostorovou analýzu snímačů teploty.
Konstrukční a geometrické rozměry podélně kmitajícího HMF jsou uvedeny na obr. 1a resp.
Mezi klíčové komponenty patří GMM tyče, budicí cívky, permanentní magnety (PM), třmeny, podložky, pouzdra a zvonové pružiny.Budicí cívka a PMT poskytují tyči HMM střídavé magnetické pole, respektive stejnosměrné předpětí.Třmen a tělo, skládající se z čepice a pouzdra, jsou vyrobeny z měkkého železa DT4, které má vysokou magnetickou permeabilitu.Tvoří uzavřený magnetický obvod s tyčí GIM a PM.Výstupní vřeteno a přítlačná deska jsou vyrobeny z nemagnetické nerezové oceli 304.S belleville pružinami lze na dřík vyvinout stabilní předpětí.Když střídavý proud prochází cívkou pohonu, tyč HMM bude odpovídajícím způsobem vibrovat.
Na Obr.2 ukazuje proces výměny tepla uvnitř GMT.GMM tyče a cívky jsou dva hlavní zdroje tepla pro GMT.Had předává své teplo tělu prouděním vzduchu uvnitř a víku vedením.Tyč HMM bude vytvářet magnetické ztráty působením střídavého magnetického pole a teplo bude přenášeno do pláště v důsledku konvekce vnitřním vzduchem a do permanentního magnetu a třmenu v důsledku vedení.Teplo přenesené do pouzdra je pak odváděno ven konvekcí a sáláním.Když se generované teplo rovná přenesenému teplu, teplota každé části GMT dosáhne ustáleného stavu.
Proces přenosu tepla v podélně oscilujícím GMO: a – diagram toku tepla, b – hlavní cesty přenosu tepla.
Kromě tepla generovaného cívkou budiče a tyčí HMM dochází u všech součástí uzavřeného magnetického obvodu k magnetickým ztrátám.Permanentní magnet, třmen, kryt a pouzdro jsou tedy laminovány dohromady, aby se snížila magnetická ztráta GMT.
Hlavní kroky při vytváření modelu TETN pro tepelnou analýzu GMT jsou následující: nejprve seskupte komponenty se stejnými teplotami dohromady a reprezentujte každou komponentu jako samostatný uzel v síti, pak tyto uzly přiřaďte k příslušnému vyjádření přenosu tepla.vedení tepla a konvekce mezi uzly.V tomto případě jsou zdroj tepla a tepelný výkon odpovídající každé komponentě zapojeny paralelně mezi uzel a společné nulové napětí země pro vytvoření ekvivalentního modelu tepelné sítě.Dalším krokem je výpočet parametrů tepelné sítě pro každou komponentu modelu, včetně tepelného odporu, tepelné kapacity a výkonových ztrát.Nakonec je model TETN implementován v SPICE pro simulaci.A můžete získat rozložení teploty každé složky GMT a její změnu v časové oblasti.
Pro pohodlí modelování a výpočtu je nutné zjednodušit tepelný model a ignorovat okrajové podmínky, které mají malý vliv na výsledky18,26.Model TETN navržený v tomto článku je založen na následujících předpokladech:
V GMT s náhodně vinutými vinutími je nemožné nebo nutné simulovat polohu každého jednotlivého vodiče.V minulosti byly vyvinuty různé strategie modelování pro modelování přenosu tepla a distribuce teploty ve vinutích: (1) složená tepelná vodivost, (2) přímé rovnice založené na geometrii vodiče, (3) tepelný obvod ekvivalentní T29.
Kompozitní tepelnou vodivost a přímé rovnice lze považovat za přesnější řešení než ekvivalentní obvod T, ale závisí na několika faktorech, jako je materiál, geometrie vodiče a objem zbytkového vzduchu ve vinutí, které je obtížné určit29.Naopak, tepelné schéma ekvivalentní T, i když je to přibližný model, je pohodlnější30.Lze jej aplikovat na budicí cívku s podélnými vibracemi GMT.
Obecná dutá válcová sestava použitá k reprezentaci cívky budiče a její tepelný diagram ekvivalentní T, získaný z řešení tepelné rovnice, jsou znázorněny na Obr.3. Předpokládá se, že tepelný tok v budicí cívce je nezávislý v radiálním a axiálním směru.Obvodový tepelný tok se zanedbává.V každém ekvivalentním obvodu T představují dvě svorky odpovídající povrchovou teplotu prvku a třetí svorka T6 představuje průměrnou teplotu prvku.Ztráta složky P6 se ​​zadává jako bodový zdroj v uzlu průměrné teploty vypočtené ve „Výpočtu tepelné ztráty polní cívky“.V případě nestacionární simulace je tepelná kapacita C6 dána rovnicí.(1) je také přidán do uzlu Průměrná teplota.
Kde cec, ρec a Vec představují měrné teplo, hustotu a objem budicí cívky.
V tabulce.1 znázorňuje tepelný odpor T-ekvivalentního tepelného obvodu budicí cívky s délkou lec, tepelnou vodivostí λec, vnějším poloměrem rec1 a vnitřním poloměrem rec2.
Cívky budiče a jejich T-ekvivalentní tepelné obvody: (a) obvykle duté válcové prvky, (b) samostatné axiální a radiální T-ekvivalentní tepelné obvody.
Ekvivalentní okruh T se také ukázal jako přesný pro jiné válcové zdroje tepla13.HMM tyč je hlavním zdrojem tepla GMO a má nerovnoměrné rozložení teploty kvůli své nízké tepelné vodivosti, zejména podél osy tyče.Naopak radiální nehomogenitu lze zanedbat, protože radiální tepelný tok tyče HMM je mnohem menší než radiální tepelný tok31.
Pro přesné znázornění úrovně axiální diskretizace tyče a získání nejvyšší teploty je tyč GMM reprezentována n uzly rovnoměrně rozmístěnými v axiálním směru a počet uzlů n modelovaných tyčí GMM musí být lichý.Počet ekvivalentních axiálních tepelných obrysů je n T obrázek 4.
Pro určení počtu uzlů n použitých k modelování tyče GMM jsou výsledky MKP uvedeny na Obr.5 jako reference.Jak je znázorněno na Obr.4 je počet uzlů n regulován v tepelném schématu tyče HMM.Každý uzel lze modelovat jako T-ekvivalentní obvod.Porovnání výsledků MKP z obr. 5 ukazuje, že jeden nebo tři uzly nemohou přesně odrážet rozložení teploty tyče HIM (asi 50 mm dlouhé) v GMO.Když se n zvýší na 5, výsledky simulace se výrazně zlepší a přiblíží se MKP.Další zvyšování n také poskytuje lepší výsledky za cenu delší doby výpočtu.Proto je v tomto článku vybráno 5 uzlů pro modelování lišty GMM.
Na základě provedené srovnávací analýzy je přesné tepelné schéma tyče HMM znázorněno na obr. 6. T1 ~ T5 je průměrná teplota pěti sekcí (sekce 1 ~ 5) tyče.P1-P5 reprezentují celkový tepelný výkon různých oblastí tyče, což bude podrobně diskutováno v další kapitole.C1~C5 jsou tepelná kapacita různých oblastí, kterou lze vypočítat podle následujícího vzorce
kde crod, ρrod a Vrod označují měrnou tepelnou kapacitu, hustotu a objem tyče HMM.
Stejným způsobem jako u cívky budiče lze odpor přestupu tepla tyče HMM na obr. 6 vypočítat jako
kde lrod, rrod a λrod představují délku, poloměr a tepelnou vodivost tyče GMM.
Pro podélné vibrace GMT studované v tomto článku lze zbývající komponenty a vnitřní vzduch modelovat pomocí konfigurace jednoho uzlu.
Tyto oblasti lze považovat za složené z jednoho nebo více válců.Čistě vodivé teplosměnné spojení ve válcové části je definováno Fourierovým zákonem vedení tepla jako
Kde λnhs je tepelná vodivost materiálu, lnhs je axiální délka, rnhs1 a rnhs2 jsou vnější a vnitřní poloměry teplosměnného prvku.
Rovnice (5) se používá pro výpočet radiálního tepelného odporu pro tyto oblasti, reprezentované RR4-RR12 na obrázku 7. Zároveň je rovnice (6) použita pro výpočet axiálního tepelného odporu, reprezentovaného od RA15 do RA33 na obrázku Obr. 7.
Tepelnou kapacitu jednoho uzlu tepelného okruhu pro výše uvedenou oblast (včetně C7–C15 na obr. 7) lze určit jako
kde ρnhs, cnhs a Vnhs jsou délka, měrné teplo a objem.
Přenos tepla konvekcí mezi vzduchem uvnitř GMT a povrchem skříně a prostředím je modelován pomocí jediného tepelného odporu takto:
kde A je kontaktní plocha a h je součinitel prostupu tepla.Tabulka 232 uvádí některé typické h používané v tepelných systémech.Podle tabulky.2 součinitele prostupu tepla tepelných odporů RH8–RH10 a RH14–RH18, představující konvekci mezi HMF a okolím na obr.7 jsou brány jako konstantní hodnota 25 W/(m2 K).Zbývající koeficienty prostupu tepla jsou nastaveny na 10 W/(m2 K).
Podle procesu vnitřního přenosu tepla znázorněného na obrázku 2 je kompletní model konvertoru TETN zobrazen na obrázku 7.
Jak je znázorněno na Obr.7 je podélná vibrace GMT rozdělena do 16 uzlů, které jsou znázorněny červenými tečkami.Teplotní uzly zobrazené v modelu odpovídají průměrným teplotám příslušných komponent.Okolní teplota T0, teplota tyče GMM T1~T5, teplota cívky budiče T6, teplota permanentního magnetu T7 a T8, teplota třmenu T9~T10, teplota pouzdra T11~T12 a T14, teplota vnitřního vzduchu T13 a teplota výstupní tyče T15.Každý uzel je navíc připojen k tepelnému potenciálu země přes C1 ~ C15, které představují tepelnou kapacitu každé oblasti, resp.P1~P6 je celkový tepelný výkon tyče GMM a cívky budiče.Kromě toho je použito 54 tepelných odporů, které představují vodivý a konvekční odpor proti přenosu tepla mezi sousedními uzly, které byly vypočteny v předchozích částech.Tabulka 3 ukazuje různé tepelné charakteristiky materiálů měniče.
Přesný odhad ztrátových objemů a jejich rozložení je rozhodující pro provádění spolehlivých tepelných simulací.Tepelné ztráty generované GMT lze rozdělit na magnetickou ztrátu tyče GMM, ztrátu Joule v cívce budiče, mechanickou ztrátu a dodatečnou ztrátu.Zohledněné dodatečné ztráty a mechanické ztráty jsou relativně malé a lze je zanedbat.
Odpor budicí cívky střídavého proudu zahrnuje: stejnosměrný odpor Rdc a kožní odpor Rs.
kde f a N jsou frekvence a počet závitů budícího proudu.lCu a rCu jsou vnitřní a vnější poloměry cívky, délka cívky a poloměr měděného magnetického drátu, jak je definováno jeho číslem AWG (American Wire Gauge).ρCu je měrný odpor jeho jádra.µCu je magnetická permeabilita jeho jádra.
Skutečné magnetické pole uvnitř budicí cívky (solenoidu) není po celé délce tyče rovnoměrné.Tento rozdíl je patrný zejména díky nižší magnetické permeabilitě tyčí HMM a PM.Je ale podélně symetrický.Rozložení magnetického pole přímo určuje rozložení magnetických ztrát tyče HMM.Proto, aby se odráželo skutečné rozložení ztrát, je pro měření použita třídílná tyč zobrazená na obrázku 8.
Magnetickou ztrátu lze získat měřením dynamické hysterezní smyčky.Na základě experimentální platformy znázorněné na obrázku 11 byly měřeny tři dynamické hysterezní smyčky.Za podmínky, že teplota tyče GMM je stabilní pod 50 °C, programovatelný střídavý zdroj (Chroma 61512) pohání budicí cívku v určitém rozsahu, jak je znázorněno na obrázku 8, frekvence magnetického pole generovaného zkušební proud a výsledná hustota magnetického toku jsou vypočítány integrací napětí indukovaného v indukční cívce připojené ke GIM tyči.Nezpracovaná data byla stažena z paměťového loggeru (MR8875-30 za den) a zpracována v softwaru MATLAB, aby se získaly naměřené dynamické hysterezní smyčky zobrazené na obr. 9.
Měřené dynamické hysterezní smyčky: (a) úsek 1/5: Bm = 0,044735 T, (b) úsek 1/5: fm = 1000 Hz, (c) úsek 2/4: Bm = 0,05955 T, (d ) úsek 2/ 4: fm = 1000 Hz, (e) úsek 3: Bm = 0,07228 T, (f) úsek 3: fm = 1000 Hz.
Podle literatury 37 lze celkovou magnetickou ztrátu Pv na jednotku objemu tyčí HMM vypočítat pomocí následujícího vzorce:
kde ABH je oblast měření na křivce BH při frekvenci magnetického pole fm rovné frekvenci f budícího proudu.
Na základě Bertottiho metody separace ztrát38 lze magnetickou ztrátu na jednotku hmotnosti Pm tyče GMM vyjádřit jako součet ztráty hystereze Ph, ztráty vířivými proudy Pe a anomální ztráty Pa (13):
Z technického hlediska38 lze anomální ztráty a ztráty vířivými proudy sloučit do jednoho termínu nazývaného celková ztráta vířivými proudy.Vzorec pro výpočet ztrát lze tedy zjednodušit takto:
v rovnici.(13)~(14) kde Bm je amplituda magnetické hustoty budícího magnetického pole.kh a kc jsou hysterezní ztrátový činitel a celkový ztrátový činitel vířivých proudů.