Compoñente químico de tubo de bobina de aceiro inoxidable 2507, estudo de simulación de rede térmica equivalente dun transdutor magnetoestrictivo xigante de terras raras

Grazas por visitar Nature.com.Estás a usar unha versión do navegador con soporte CSS limitado.Para obter a mellor experiencia, recomendámosche que utilices un navegador actualizado (ou que desactives o modo de compatibilidade en Internet Explorer).Ademais, para garantir a asistencia continua, mostramos o sitio sen estilos e JavaScript.
Control deslizante que mostra tres artigos por diapositiva.Usa os botóns atrás e seguinte para moverte polas diapositivas ou os botóns do controlador de diapositivas ao final para moverte por cada diapositiva.

• Descrición do produto
• 2507 Tubo enrolado de aceiro inoxidable de China

A análise rápida e precisa da distribución da temperatura é fundamental para o deseño do transdutor magnetostrictivo xigante (GMT).O modelado de redes térmicas ten as vantaxes dun custo computacional baixo e unha alta precisión e pódese usar para análise térmica GMT.Porén, os modelos térmicos existentes teñen limitacións para describir estes réximes térmicos complexos en GMT: a maioría dos estudos céntranse en estados estacionarios que non poden captar os cambios de temperatura;En xeral, asúmese que a distribución de temperatura das varillas magnetoestrictivas xigantes (GMM) é uniforme, pero o gradiente de temperatura a través da varilla GMM é moi importante debido á mala condutividade térmica, a distribución non uniforme de perdas do GMM raramente se introduce na térmica. modelo.Polo tanto, ao considerar exhaustivamente os tres aspectos anteriores, este documento establece o modelo de rede de calor equivalente de transición (TETN) GMT.En primeiro lugar, baseándose no deseño e principio de funcionamento do HMT vibratorio lonxitudinal, realízase unha análise térmica.Sobre esta base, establécese o modelo do elemento calefactor para o proceso de transferencia de calor HMT e calcúlanse os parámetros do modelo correspondentes.Finalmente, a precisión do modelo TETN para a análise espazo-temporal da temperatura do transdutor verifícase mediante simulación e experimento.
O material magnetoestrictivo xigante (GMM), é dicir, terfenol-D, ten as vantaxes dunha gran magnetostricción e unha alta densidade de enerxía.Estas propiedades únicas pódense empregar para desenvolver transdutores magnetoestrictivos xigantes (GMT) que se poden usar nunha ampla gama de aplicacións, como transdutores acústicos submarinos, micromotores, actuadores lineais, etc. 1,2.
De particular preocupación é o potencial de sobrequecemento dos GMT submarinos, que, cando funcionan a plena potencia e durante longos períodos de excitación, poden xerar cantidades importantes de calor debido á súa alta densidade de potencia3,4.Ademais, debido ao gran coeficiente de expansión térmica do GMT e á súa alta sensibilidade á temperatura externa, o seu rendemento de saída está intimamente relacionado coa temperatura5,6,7,8.Nas publicacións técnicas, os métodos de análise térmica GMT pódense dividir en dúas grandes categorías9: métodos numéricos e métodos de parámetros agrupados.O método de elementos finitos (FEM) é un dos métodos de análise numérica máis utilizados.Xie et al.[10] utilizou o método de elementos finitos para simular a distribución das fontes de calor dun accionamento magnetoestrictivo xigante e realizou o deseño do sistema de control de temperatura e refrixeración do accionamento.Zhao et al.[11] estableceu unha simulación conxunta de elementos finitos dun campo de fluxo turbulento e dun campo de temperatura, e construíu un dispositivo de control de temperatura de compoñentes intelixentes GMM baseado nos resultados da simulación de elementos finitos.Non obstante, FEM é moi esixente en canto á configuración do modelo e ao tempo de cálculo.Por este motivo, FEM considérase un soporte importante para os cálculos fóra de liña, normalmente durante a fase de deseño do conversor.
O método de parámetros agrupados, comunmente denominado modelo de rede de calor, úsase amplamente na análise termodinámica debido á súa forma matemática sinxela e á súa alta velocidade de cálculo12,13,14.Este enfoque xoga un papel importante na eliminación das limitacións térmicas dos motores 15, 16, 17. Mellor18 foi o primeiro en utilizar un circuíto equivalente térmico mellorado T para modelar o proceso de transferencia de calor do motor.Verez et al.19 creou un modelo tridimensional da rede térmica dunha máquina síncrona de imáns permanentes con fluxo axial.Boglietti et al.20 propuxeron catro modelos de rede térmica de complexidade variable para predicir transitorios térmicos a curto prazo nos devanados do estator.Finalmente, Wang et al.21 estableceron un circuíto equivalente térmico detallado para cada compoñente PMSM e resumiron a ecuación da resistencia térmica.En condicións nominais, o erro pódese controlar nun 5%.
Na década de 1990, o modelo de rede de calor comezou a aplicarse aos conversores de baixa frecuencia de alta potencia.Dubus et al.22 desenvolveron un modelo de rede de calor para describir a transferencia de calor estacionaria nun vibrador lonxitudinal de dobre cara e un sensor de curvatura de clase IV.Anjanappa et al.23 realizaron unha análise térmica estacionaria en 2D dun microunidade magnetostrictiva mediante un modelo de rede térmica.Para estudar a relación entre a tensión térmica de Terfenol-D e os parámetros GMT, Zhu et al.24 estableceu un modelo equivalente en estado estacionario para o cálculo da resistencia térmica e do desprazamento GMT.
A estimación da temperatura GMT é máis complexa que as aplicacións do motor.Debido á excelente condutividade térmica e magnética dos materiais empregados, a maioría dos compoñentes do motor considerados á mesma temperatura adoitan reducirse a un só nodo13,19.Non obstante, debido á escasa condutividade térmica dos HMM, a suposición dunha distribución uniforme de temperatura xa non é correcta.Ademais, o HMM ten unha permeabilidade magnética moi baixa, polo que a calor xerada polas perdas magnéticas adoita ser non uniforme ao longo da varilla HMM.Ademais, a maior parte da investigación céntrase en simulacións en estado estacionario que non teñen en conta os cambios de temperatura durante a operación GMT.
Para resolver os tres problemas técnicos anteriores, este artigo utiliza a vibración lonxitudinal GMT como obxecto de estudo e modela con precisión varias partes do transdutor, especialmente a varilla GMM.Creouse un modelo dunha rede de calor equivalente de transición completa (TETN) GMT.Construíronse un modelo de elementos finitos e unha plataforma experimental para probar a precisión e o rendemento do modelo TETN para a análise espazo-temporal de temperatura do transdutor.
O deseño e as dimensións xeométricas do HMF oscilante lonxitudinalmente móstranse nas figuras 1a e b, respectivamente.
Os compoñentes clave inclúen varillas GMM, bobinas de campo, imáns permanentes (PM), xugos, almofadas, casquillos e resortes Belleville.A bobina de excitación e o PMT proporcionan á varilla HMM un campo magnético alternante e un campo magnético de polarización de CC, respectivamente.O xugo e o corpo, compostos por unha tapa e unha manga, están feitos de ferro brando DT4, que ten unha alta permeabilidade magnética.Forma un circuíto magnético pechado coa varilla GIM e PM.O vástago de saída e a placa de presión están feitos de aceiro inoxidable 304 non magnético.Con resortes Belleville, pódese aplicar un pretensado estable ao talo.Cando unha corrente alterna pasa pola bobina motriz, a varilla HMM vibrará en consecuencia.
Sobre a fig.A figura 2 mostra o proceso de intercambio de calor dentro do GMT.As varillas GMM e as bobinas de campo son as dúas principais fontes de calor para os GMT.A serpentina transfire a súa calor ao corpo por convección de aire no seu interior e á tapa por condución.A varilla HMM creará perdas magnéticas baixo a acción dun campo magnético alterno, e a calor transferirase á capa debido á convección a través do aire interno e ao imán permanente e ao xugo debido á condución.A calor transferida á caixa é despois disipada ao exterior por convección e radiación.Cando a calor xerada é igual á calor transferida, a temperatura de cada parte do GMT alcanza un estado estacionario.
O proceso de transferencia de calor nun OMG oscilante lonxitudinalmente: a - diagrama de fluxo de calor, b - rutas principais de transferencia de calor.
Ademais da calor xerada pola bobina excitadora e a varilla HMM, todos os compoñentes dun circuíto magnético pechado experimentan perdas magnéticas.Así, o imán permanente, o xugo, a tapa e a manga están laminados xuntos para reducir a perda magnética do GMT.
Os principais pasos para construír un modelo TETN para a análise térmica GMT son os seguintes: primeiro agrupa os compoñentes coas mesmas temperaturas e representa cada compoñente como un nodo separado na rede, logo asocia estes nodos coa expresión de transferencia de calor adecuada.condución de calor e convección entre nós.Neste caso, a fonte de calor e a saída de calor correspondente a cada compoñente conéctanse en paralelo entre o nodo e a tensión cero común da terra para construír un modelo equivalente da rede de calor.O seguinte paso é calcular os parámetros da rede térmica para cada compoñente do modelo, incluíndo a resistencia térmica, a capacidade calorífica e as perdas de potencia.Finalmente, o modelo TETN está implementado en SPICE para simulación.E podes obter a distribución da temperatura de cada compoñente do GMT e o seu cambio no dominio do tempo.
Para a comodidade do modelado e do cálculo, é necesario simplificar o modelo térmico e ignorar as condicións de contorno que teñen pouco efecto sobre os resultados18,26.O modelo TETN proposto neste artigo baséase nos seguintes supostos:
En GMT con enrolamentos enrolados aleatoriamente, é imposible ou necesario simular a posición de cada condutor individual.No pasado desenvolvéronse varias estratexias de modelado para modelar a transferencia de calor e a distribución de temperatura dentro dos enrolamentos: (1) condutividade térmica composta, (2) ecuacións directas baseadas na xeometría do condutor, (3) circuíto térmico equivalente a T29.
A condutividade térmica composta e as ecuacións directas poden considerarse solucións máis precisas que o circuíto equivalente T, pero dependen de varios factores, como o material, a xeometría do condutor e o volume de aire residual no enrolamento, que son difíciles de determinar29.Pola contra, o esquema térmico equivalente a T, aínda que é un modelo aproximado, resulta máis conveniente30.Pódese aplicar á bobina de excitación con vibracións lonxitudinais do GMT.
Na fig. móstranse o conxunto cilíndrico oco xeral utilizado para representar a bobina excitadora e o seu diagrama térmico equivalente en T, obtido a partir da solución da ecuación da calor.3. Suponse que o fluxo de calor na bobina de excitación é independente nas direccións radial e axial.Desconéctase o fluxo de calor circunferencial.En cada circuíto equivalente T, dous terminales representan a temperatura da superficie correspondente do elemento, e o terceiro terminal T6 representa a temperatura media do elemento.A perda do compoñente P6 introdúcese como fonte puntual no nodo de temperatura media calculado no "Cálculo de perdas de calor da bobina de campo".No caso da simulación non estacionaria, a capacidade calorífica C6 vén dada pola ecuación.(1) tamén se engade ao nodo Temperatura media.
Onde cec, ρec e Vec representan a calor específica, a densidade e o volume da bobina de excitación, respectivamente.
Na táboa.1 mostra a resistencia térmica do circuíto térmico equivalente a T da bobina de excitación con lonxitude lec, condutividade térmica λec, raio exterior rec1 e raio interior rec2.
Bobinas excitadoras e os seus circuítos térmicos equivalentes a T: (a) elementos normalmente cilíndricos ocos, (b) circuítos térmicos equivalentes a T radiais e axiais separados.
O circuíto equivalente T tamén demostrou ser preciso para outras fontes de calor cilíndricas13.Sendo a principal fonte de calor do OMG, a varilla HMM ten unha distribución desigual da temperatura debido á súa baixa condutividade térmica, especialmente ao longo do eixe da varilla.Pola contra, pódese descoidar a deshomoxeneidade radial, xa que o fluxo de calor radial da varilla HMM é moito menor que o fluxo de calor radial31.
Para representar con precisión o nivel de discretización axial da varilla e obter a temperatura máis alta, a varilla GMM está representada por n nós espazados uniformemente na dirección axial e o número de nós n modelados pola varilla GMM debe ser impar.O número de contornos térmicos axiais equivalentes é n T figura 4.
Para determinar o número de nodos n usados ​​para modelar a barra GMM, os resultados FEM móstranse na fig.5 como referencia.Como se mostra na fig.4, o número de nós n está regulado no esquema térmico da varilla HMM.Cada nodo pódese modelar como un circuíto equivalente a T.Comparando os resultados do FEM, a partir da figura 5 mostra que un ou tres nodos non poden reflectir con precisión a distribución de temperatura da varilla HIM (uns 50 mm de lonxitude) no OMG.Cando n aumenta a 5, os resultados da simulación melloran significativamente e achéganse a FEM.Aumentar aínda máis n tamén dá mellores resultados a costa dun tempo de cálculo máis longo.Polo tanto, neste artigo seleccionáronse 5 nodos para modelar a barra GMM.
En base á análise comparativa realizada, o esquema térmico exacto da vara HMM móstrase na figura 6. T1 ~ T5 é a temperatura media de cinco seccións (sección 1 ~ 5) da vara.P1-P5 representan respectivamente a potencia térmica total das distintas zonas da vara, que se comentarán en detalle no seguinte capítulo.C1~C5 son a capacidade calorífica de diferentes rexións, que se pode calcular coa seguinte fórmula
onde crod, ρrod e Vrod indican a capacidade calorífica específica, a densidade e o volume da varilla HMM.
Usando o mesmo método que para a bobina excitadora, a resistencia de transferencia de calor da varilla HMM na figura 6 pódese calcular como
onde lrod, rrod e λrod representan a lonxitude, raio e condutividade térmica da varilla GMM, respectivamente.
Para a vibración lonxitudinal GMT estudada neste artigo, os compoñentes restantes e o aire interno pódense modelar cunha configuración de nodo único.
Estas áreas poden considerarse formadas por un ou máis cilindros.Unha conexión de intercambio de calor puramente condutora nunha parte cilíndrica defínese pola lei de condución de calor de Fourier como
Onde λnhs é a condutividade térmica do material, lnhs é a lonxitude axial, rnhs1 e rnhs2 son os raios exterior e interior do elemento de transferencia de calor, respectivamente.
A ecuación (5) úsase para calcular a resistencia térmica radial para estas áreas, representada por RR4-RR12 na figura 7. Ao mesmo tempo, a ecuación (6) úsase para calcular a resistencia térmica axial, representada de RA15 a RA33 na figura 7.
A capacidade calorífica dun circuíto térmico dun só nodo para a área anterior (incluíndo C7-C15 na figura 7) pódese determinar como
onde ρnhs, cnhs e Vnhs son a lonxitude, a calor específica e o volume, respectivamente.
A transferencia de calor convectiva entre o aire no interior do GMT e a superficie da caixa e o ambiente modélase cunha única resistencia de condución térmica do seguinte xeito:
onde A é a superficie de contacto e h o coeficiente de transferencia de calor.A táboa 232 enumera algúns h típicos utilizados nos sistemas térmicos.Segundo Táboa.2 coeficientes de transferencia de calor das resistencias térmicas RH8–RH10 e RH14–RH18, que representan a convección entre o HMF e o ambiente na fig.7 tómanse como un valor constante de 25 W/(m2 K).Os restantes coeficientes de transferencia de calor establécense igual a 10 W/(m2 K).
Segundo o proceso de transferencia de calor interna que se mostra na Figura 2, o modelo completo do conversor TETN móstrase na Figura 7.
Como se mostra na fig.7, a vibración lonxitudinal GMT divídese en 16 nós, que están representados por puntos vermellos.Os nodos de temperatura representados no modelo corresponden ás temperaturas medias dos respectivos compoñentes.Temperatura ambiente T0, temperatura da varilla GMM T1 ~ T5, temperatura da bobina excitadora T6, temperatura do imán permanente T7 e T8, temperatura do xugo T9 ~ T10, temperatura da caixa T11 ~ T12 e T14, temperatura do aire interior T13 e temperatura da barra de saída T15.Ademais, cada nodo está conectado ao potencial térmico do chan a través de C1 ~ C15, que representan a capacidade térmica de cada área, respectivamente.P1~P6 é a produción de calor total da varilla GMM e da bobina excitadora respectivamente.Ademais, utilízanse 54 resistencias térmicas para representar a resistencia condutora e convectiva á transferencia de calor entre nodos adxacentes, que se calcularon nos apartados anteriores.A táboa 3 mostra as distintas características térmicas dos materiais convertidores.
A estimación precisa dos volumes de perdas e a súa distribución é fundamental para realizar simulacións térmicas fiables.A perda de calor xerada polo GMT pódese dividir na perda magnética da varilla GMM, a perda en Joule da bobina excitadora, a perda mecánica e a perda adicional.As perdas adicionais e as perdas mecánicas que se teñen en conta son relativamente pequenas e pódense descoidar.
A resistencia da bobina de excitación de CA inclúe: a resistencia de CC Rdc e a resistencia da pel Rs.
onde f e N son a frecuencia e o número de voltas da corrente de excitación.lCu e rCu son os raios interior e exterior da bobina, a lonxitude da bobina e o raio do fío magnético de cobre definido polo seu número AWG (American Wire Gauge).ρCu é a resistividade do seu núcleo.µCu é a permeabilidade magnética do seu núcleo.
O campo magnético real dentro da bobina de campo (solenoide) non é uniforme ao longo da varilla.Esta diferenza é especialmente notable debido á menor permeabilidade magnética das varillas HMM e PM.Pero é lonxitudinalmente simétrico.A distribución do campo magnético determina directamente a distribución das perdas magnéticas da varilla HMM.Polo tanto, para reflectir a distribución real das perdas, tómase para medir unha vara de tres seccións, mostrada na Figura 8.
A perda magnética pódese obter medindo o bucle de histérese dinámica.Baseándose na plataforma experimental que se mostra na Figura 11, midéronse tres bucles de histérese dinámica.A condición de que a temperatura da varilla GMM sexa estable por debaixo dos 50 °C, a fonte de alimentación de CA programable (Chroma 61512) impulsa a bobina de campo nun determinado rango, como se mostra na Figura 8, a frecuencia do campo magnético xerado polo a corrente de proba e a densidade de fluxo magnético resultante calcúlanse integrando a tensión inducida na bobina de indución conectada á varilla GIM.Os datos en bruto descargáronse do rexistrador de memoria (MR8875-30 por día) e procesáronse no software MATLAB para obter os bucles de histérese dinámica medidos que se mostran na figura 9.
Bucles de histérese dinámica medidos: (a) sección 1/5: Bm = 0,044735 T, (b) sección 1/5: fm = 1000 Hz, (c) sección 2/4: Bm = 0,05955 T, (d ) sección 2/ 4: fm = 1000 Hz, (e) sección 3: Bm = 0,07228 T, (f) sección 3: fm = 1000 Hz.
Segundo a literatura 37, a perda magnética total Pv por unidade de volume de varillas HMM pódese calcular mediante a seguinte fórmula:
onde ABH é a área de medida na curva BH na frecuencia do campo magnético fm igual á frecuencia da corrente de excitación f.
Baseándose no método de separación de perdas de Bertotti38, a perda magnética por unidade de masa Pm dunha varilla GMM pódese expresar como a suma da perda de histérese Ph, a perda de corrente de Foucault Pe e a perda anómala Pa (13):
Desde a perspectiva da enxeñaría38, as perdas anómalas e as perdas por correntes de Foucault pódense combinar nun termo chamado perda total de correntes de Foucault.Así, a fórmula para calcular as perdas pódese simplificar do seguinte xeito:
na ecuación.(13)~(14) onde Bm é a amplitude da densidade magnética do campo magnético excitante.kh e kc son o factor de perda por histérese e o factor de perda total por corrente de Foucault.