Chemische Komponente des Spulenrohrs aus Edelstahl 2507, äquivalente thermische Netzwerksimulationsstudie eines riesigen magnetostriktiven Wandlers aus seltenen Erden

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• Produktbeschreibung
• 2507 Edelstahl-Spiralrohr aus China

Entscheidend für das Design des riesigen magnetostriktiven Wandlers (GMT) ist die schnelle und genaue Analyse der Temperaturverteilung.Die thermische Netzwerkmodellierung bietet den Vorteil eines geringen Rechenaufwands und einer hohen Genauigkeit und kann für die thermische GMT-Analyse verwendet werden.Bestehende thermische Modelle weisen jedoch Einschränkungen bei der Beschreibung dieser komplexen thermischen Regime in GMT auf: Die meisten Studien konzentrieren sich auf stationäre Zustände, die Temperaturänderungen nicht erfassen können;Es wird allgemein davon ausgegangen, dass die Temperaturverteilung von Riesenmagnetostriktionsstäben (GMM) gleichmäßig ist, der Temperaturgradient über den GMM-Stab ist jedoch aufgrund der schlechten Wärmeleitfähigkeit sehr groß und die ungleichmäßige Verlustverteilung des GMM wird selten in die Thermik eingebracht Modell.Daher erstellt dieses Dokument unter umfassender Berücksichtigung der oben genannten drei Aspekte das GMT Transitional Equivalent Heat Network (TETN)-Modell.Basierend auf dem Aufbau und dem Funktionsprinzip des Längsvibrations-HMT wird zunächst eine thermische Analyse durchgeführt.Auf dieser Grundlage wird das Heizelementmodell für den HMT-Wärmeübertragungsprozess erstellt und die entsprechenden Modellparameter berechnet.Abschließend wird die Genauigkeit des TETN-Modells für die raumzeitliche Analyse der Wandlertemperatur durch Simulation und Experiment überprüft.
Das riesige magnetostriktive Material (GMM), nämlich Terfenol-D, hat die Vorteile einer großen Magnetostriktion und einer hohen Energiedichte.Diese einzigartigen Eigenschaften können zur Entwicklung riesiger magnetostriktiver Wandler (GMTs) genutzt werden, die in einer Vielzahl von Anwendungen eingesetzt werden können, beispielsweise als akustische Unterwasserwandler, Mikromotoren, Linearantriebe usw. 1,2.
Besonders besorgniserregend ist die Gefahr einer Überhitzung von Unterwasser-GMTs, die bei Betrieb mit voller Leistung und über lange Erregungsperioden aufgrund ihrer hohen Leistungsdichte erhebliche Wärmemengen erzeugen können3,4.Darüber hinaus hängt seine Ausgangsleistung aufgrund des großen Wärmeausdehnungskoeffizienten von GMT und seiner hohen Empfindlichkeit gegenüber Außentemperaturen eng mit der Temperatur zusammen5,6,7,8.In technischen Veröffentlichungen können GMT-Thermoanalysemethoden in zwei große Kategorien unterteilt werden9: numerische Methoden und Methoden mit konzentrierten Parametern.Die Finite-Elemente-Methode (FEM) ist eine der am häufigsten verwendeten numerischen Analysemethoden.Xie et al.[10] nutzten die Finite-Elemente-Methode, um die Verteilung der Wärmequellen eines riesigen magnetostriktiven Antriebs zu simulieren und realisierten den Entwurf des Temperaturkontroll- und Kühlsystems des Antriebs.Zhao et al.[11] erstellten eine gemeinsame Finite-Elemente-Simulation eines turbulenten Strömungsfeldes und eines Temperaturfeldes und bauten auf der Grundlage der Ergebnisse der Finite-Elemente-Simulation ein intelligentes GMM-Komponententemperaturregelgerät.Allerdings ist FEM hinsichtlich des Modellaufbaus und der Berechnungszeit sehr anspruchsvoll.Aus diesem Grund gilt FEM als wichtige Unterstützung für Offline-Berechnungen, meist während der Konverterentwurfsphase.
Die Methode der konzentrierten Parameter, allgemein als Wärmenetzwerkmodell bezeichnet, wird aufgrund ihrer einfachen mathematischen Form und hohen Berechnungsgeschwindigkeit häufig in der thermodynamischen Analyse verwendet12,13,14.Dieser Ansatz spielt eine wichtige Rolle bei der Beseitigung der thermischen Einschränkungen von Motoren 15, 16, 17. Mellor18 war der erste, der einen verbesserten thermischen Ersatzschaltkreis T zur Modellierung des Motorwärmeübertragungsprozesses verwendete.Verez et al.19 erstellte ein dreidimensionales Modell des thermischen Netzwerks einer Permanentmagnet-Synchronmaschine mit axialer Durchströmung.Boglietti et al.20 schlugen vier thermische Netzwerkmodelle unterschiedlicher Komplexität vor, um kurzfristige thermische Transienten in Statorwicklungen vorherzusagen.Schließlich erstellten Wang et al.21 ein detailliertes thermisches Ersatzschaltbild für jede PMSM-Komponente und fassten die Wärmewiderstandsgleichung zusammen.Unter Nennbedingungen kann der Fehler innerhalb von 5 % kontrolliert werden.
In den 1990er Jahren begann man, das Wärmenetzmodell auf Hochleistungs-Niederfrequenzumrichter anzuwenden.Dubus et al.22 entwickelten ein Wärmenetzwerkmodell zur Beschreibung der stationären Wärmeübertragung in einem doppelseitigen Längsvibrator und einem Biegesensor der Klasse IV.Anjanappa et al.23 führten eine 2D-stationäre thermische Analyse eines magnetostriktiven Mikroantriebs unter Verwendung eines thermischen Netzwerkmodells durch.Um den Zusammenhang zwischen der thermischen Belastung von Terfenol-D und den GMT-Parametern zu untersuchen, haben Zhu et al.24 erstellte ein stationäres Ersatzmodell für die Berechnung des Wärmewiderstands und der GMT-Verschiebung.
Die GMT-Temperaturschätzung ist komplexer als Motoranwendungen.Aufgrund der hervorragenden thermischen und magnetischen Leitfähigkeit der verwendeten Materialien werden die meisten Motorkomponenten, die bei gleicher Temperatur betrachtet werden, normalerweise auf einen einzigen Knoten reduziert13,19.Aufgrund der schlechten Wärmeleitfähigkeit von HMMs ist die Annahme einer gleichmäßigen Temperaturverteilung jedoch nicht mehr korrekt.Darüber hinaus weist HMM eine sehr geringe magnetische Permeabilität auf, sodass die durch magnetische Verluste erzeugte Wärme entlang des HMM-Stabs normalerweise ungleichmäßig ist.Darüber hinaus konzentriert sich der Großteil der Forschung auf stationäre Simulationen, die Temperaturänderungen während des GMT-Betriebs nicht berücksichtigen.
Um die oben genannten drei technischen Probleme zu lösen, verwendet dieser Artikel die GMT-Längsvibration als Untersuchungsgegenstand und modelliert verschiedene Teile des Wandlers, insbesondere den GMM-Stab, genau.Es wurde ein Modell eines vollständigen TETN-GMT (Transitional Equivalent Heat Network) erstellt.Ein Finite-Elemente-Modell und eine experimentelle Plattform wurden gebaut, um die Genauigkeit und Leistung des TETN-Modells für die raumzeitliche Analyse der Wandlertemperatur zu testen.
Der Aufbau und die geometrischen Abmessungen des longitudinal oszillierenden HMF sind in Abb. 1a bzw. b dargestellt.
Zu den Schlüsselkomponenten gehören GMM-Stäbe, Feldspulen, Permanentmagnete (PM), Joche, Pads, Buchsen und Tellerfedern.Die Erregerspule und das PMT versorgen den HMM-Stab mit einem magnetischen Wechselfeld bzw. einem DC-Vormagnetisierungsfeld.Das Joch und der Körper, bestehend aus Kappe und Hülse, bestehen aus DT4-Weicheisen, das eine hohe magnetische Permeabilität aufweist.Bildet mit dem GIM- und PM-Stab einen geschlossenen Magnetkreis.Der Ausgangsschaft und die Druckplatte bestehen aus nichtmagnetischem Edelstahl 304.Mit Tellerfedern kann eine stabile Vorspannung auf den Schaft ausgeübt werden.Wenn ein Wechselstrom durch die Antriebsspule fließt, vibriert der HMM-Stab entsprechend.
Auf Abb.2 zeigt den Prozess des Wärmeaustauschs innerhalb des GMT.GMM-Stäbe und Feldspulen sind die beiden Hauptwärmequellen für GMTs.Die Serpentine überträgt ihre Wärme durch Luftkonvektion im Inneren an den Körper und durch Leitung an den Deckel.Der HMM-Stab erzeugt unter der Wirkung eines magnetischen Wechselfelds magnetische Verluste, und Wärme wird aufgrund der Konvektion durch die Innenluft an die Hülle und aufgrund der Leitung an den Permanentmagneten und das Joch übertragen.Die auf das Gehäuse übertragene Wärme wird dann durch Konvektion und Strahlung nach außen abgeleitet.Wenn die erzeugte Wärme der übertragenen Wärme entspricht, erreicht die Temperatur jedes Teils des GMT einen stabilen Zustand.
Der Prozess der Wärmeübertragung in einem longitudinal oszillierenden GVO: a – Wärmeflussdiagramm, b – Hauptwärmeübertragungspfade.
Zusätzlich zu der von der Erregerspule und dem HMM-Stab erzeugten Wärme erleiden alle Komponenten eines geschlossenen Magnetkreises magnetische Verluste.Daher sind Permanentmagnet, Joch, Kappe und Hülse laminiert, um den magnetischen Verlust des GMT zu reduzieren.
Die Hauptschritte beim Erstellen eines TETN-Modells für die GMT-Thermoanalyse sind wie folgt: Zuerst werden Komponenten mit den gleichen Temperaturen gruppiert und jede Komponente als separater Knoten im Netzwerk dargestellt. Anschließend werden diese Knoten mit dem entsprechenden Wärmeübertragungsausdruck verknüpft.Wärmeleitung und Konvektion zwischen Knoten.In diesem Fall werden die Wärmequelle und die jeder Komponente entsprechende Wärmeleistung parallel zwischen dem Knoten und der gemeinsamen Nullspannung der Erde geschaltet, um ein äquivalentes Modell des Wärmenetzes aufzubauen.Der nächste Schritt besteht darin, die Parameter des Wärmenetzwerks für jede Komponente des Modells zu berechnen, einschließlich Wärmewiderstand, Wärmekapazität und Leistungsverluste.Abschließend wird das TETN-Modell zur Simulation in SPICE implementiert.Und Sie können die Temperaturverteilung jeder Komponente von GMT und ihre Änderung im Zeitbereich erhalten.
Zur Vereinfachung der Modellierung und Berechnung ist es notwendig, das thermische Modell zu vereinfachen und die Randbedingungen zu ignorieren, die nur geringe Auswirkungen auf die Ergebnisse haben18,26.Das in diesem Artikel vorgeschlagene TETN-Modell basiert auf den folgenden Annahmen:
Bei GMT mit zufällig gewickelten Wicklungen ist es unmöglich oder notwendig, die Position jedes einzelnen Leiters zu simulieren.In der Vergangenheit wurden verschiedene Modellierungsstrategien entwickelt, um die Wärmeübertragung und Temperaturverteilung innerhalb von Wicklungen zu modellieren: (1) zusammengesetzte Wärmeleitfähigkeit, (2) direkte Gleichungen basierend auf der Leitergeometrie, (3) T-äquivalenter Wärmekreislauf29.
Zusammengesetzte Wärmeleitfähigkeitsgleichungen und direkte Gleichungen können als genauere Lösungen angesehen werden als das Ersatzschaltbild T, sie hängen jedoch von mehreren Faktoren ab, wie z. B. dem Material, der Leitergeometrie und dem Restluftvolumen in der Wicklung, die schwer zu bestimmen sind29.Im Gegensatz dazu ist das T-äquivalente thermische Schema zwar ein Näherungsmodell, aber praktischer30.Es kann mit Längsschwingungen des GMT auf die Erregerspule aufgebracht werden.
Die allgemeine hohlzylindrische Baugruppe, die zur Darstellung der Erregerspule verwendet wird, und ihr T-äquivalentes Wärmediagramm, das aus der Lösung der Wärmegleichung erhalten wird, sind in Abb. 1 dargestellt.3. Es wird angenommen, dass der Wärmefluss in der Erregerspule in radialer und axialer Richtung unabhängig ist.Der Umfangswärmestrom wird vernachlässigt.In jedem Ersatzschaltbild T repräsentieren zwei Anschlüsse die entsprechende Oberflächentemperatur des Elements und der dritte Anschluss T6 repräsentiert die Durchschnittstemperatur des Elements.Der Verlust der P6-Komponente wird als Punktquelle am in der „Feldspulen-Wärmeverlustberechnung“ berechneten Durchschnittstemperaturknoten eingegeben.Bei instationärer Simulation ergibt sich die Wärmekapazität C6 aus der Gleichung.(1) wird auch zum Knoten „Durchschnittstemperatur“ hinzugefügt.
Dabei repräsentieren cec, ρec und Vec die spezifische Wärme, die Dichte bzw. das Volumen der Erregerspule.
In der Tabelle.1 zeigt den Wärmewiderstand des T-äquivalenten Wärmekreises der Erregerspule mit Länge lec, Wärmeleitfähigkeit λec, Außenradius rec1 und Innenradius rec2.
Erregerspulen und ihre T-äquivalenten Wärmekreise: (a) meist hohlzylindrische Elemente, (b) getrennte axiale und radiale T-äquivalente Wärmekreise.
Das Ersatzschaltbild T hat sich auch für andere zylindrische Wärmequellen als korrekt erwiesen13.Als Hauptwärmequelle des GVO weist der HMM-Stab aufgrund seiner geringen Wärmeleitfähigkeit eine ungleichmäßige Temperaturverteilung auf, insbesondere entlang der Stabachse.Im Gegenteil, radiale Inhomogenität kann vernachlässigt werden, da der radiale Wärmefluss des HMM-Stabs viel geringer ist als der radiale Wärmefluss31.
Um den Grad der axialen Diskretisierung des Stabes genau darzustellen und die höchste Temperatur zu erhalten, wird der GMM-Stab durch n Knoten dargestellt, die in axialer Richtung gleichmäßig beabstandet sind, und die Anzahl der durch den GMM-Stab modellierten Knoten n muss ungerade sein.Die Anzahl der äquivalenten axialen thermischen Konturen beträgt n T Abbildung 4.
Um die Anzahl der Knoten n zu bestimmen, die zur Modellierung des GMM-Balkens verwendet werden, sind die FEM-Ergebnisse in Abb. dargestellt.5 als Referenz.Wie in Abb. gezeigt.In 4 wird die Anzahl der Knoten n im thermischen Schema des HMM-Stabs reguliert.Jeder Knoten kann als T-Ersatzschaltkreis modelliert werden.Ein Vergleich der Ergebnisse der FEM zeigt in Abb. 5, dass ein oder drei Knoten die Temperaturverteilung des HIM-Stabs (ca. 50 mm lang) im GMO nicht genau wiedergeben können.Wenn n auf 5 erhöht wird, verbessern sich die Simulationsergebnisse erheblich und nähern sich FEM an.Eine weitere Erhöhung von n führt ebenfalls zu besseren Ergebnissen, allerdings auf Kosten einer längeren Rechenzeit.Daher werden in diesem Artikel 5 Knoten für die Modellierung des GMM-Balkens ausgewählt.
Basierend auf der durchgeführten Vergleichsanalyse ist das genaue thermische Schema des HMM-Stabs in Abb. 6 dargestellt. T1 ~ T5 ist die durchschnittliche Temperatur von fünf Abschnitten (Abschnitt 1 ~ 5) des Stabs.P1-P5 stellen jeweils die Gesamtwärmeleistung der verschiedenen Bereiche des Stabes dar, auf die im nächsten Kapitel ausführlich eingegangen wird.C1~C5 sind die Wärmekapazitäten verschiedener Regionen, die mit der folgenden Formel berechnet werden können
wobei crod, ρrod und Vrod die spezifische Wärmekapazität, Dichte und das Volumen des HMM-Stabs bezeichnen.
Mit der gleichen Methode wie für die Erregerspule kann der Wärmeübertragungswiderstand des HMM-Stabs in Abb. 6 berechnet werden als:
wobei lrod, rrod und λrod die Länge, den Radius bzw. die Wärmeleitfähigkeit des GMM-Stabs darstellen.
Für die in diesem Artikel untersuchte Längsschwingungs-GMT können die übrigen Komponenten und die Innenluft mit einer Einzelknotenkonfiguration modelliert werden.
Man kann davon ausgehen, dass diese Bereiche aus einem oder mehreren Zylindern bestehen.Eine rein leitende Wärmeaustauschverbindung in einem zylindrischen Teil wird durch das Fourier-Wärmeleitungsgesetz definiert als
Dabei ist λnhs die Wärmeleitfähigkeit des Materials, lnhs die axiale Länge, rnhs1 und rnhs2 der Außen- bzw. Innenradius des Wärmeübertragungselements.
Gleichung (5) wird verwendet, um den radialen Wärmewiderstand für diese Bereiche zu berechnen, dargestellt durch RR4-RR12 in Abbildung 7. Gleichzeitig wird Gleichung (6) verwendet, um den axialen Wärmewiderstand zu berechnen, dargestellt von RA15 bis RA33 in Abbildung 7.
Die Wärmekapazität eines Einzelknoten-Wärmekreislaufs für den oben genannten Bereich (einschließlich C7–C15 in Abb. 7) kann wie folgt bestimmt werden
Dabei sind ρnhs, cnhs und Vnhs die Länge, die spezifische Wärme bzw. das Volumen.
Die konvektive Wärmeübertragung zwischen der Luft im GMT und der Gehäuseoberfläche sowie der Umgebung wird mit einem einzelnen Wärmeleitungswiderstand wie folgt modelliert:
Dabei ist A die Kontaktfläche und h der Wärmeübergangskoeffizient.Tabelle 232 listet einige typische h auf, die in thermischen Systemen verwendet werden.Laut Tabelle.2 Wärmeübergangskoeffizienten der Wärmewiderstände RH8–RH10 und RH14–RH18, die die Konvektion zwischen dem HMF und der Umgebung in Abb. darstellen.7 werden als konstanter Wert von 25 W/(m2 K) angenommen.Die verbleibenden Wärmeübergangskoeffizienten werden auf 10 W/(m2 K) festgelegt.
Gemäß dem in Abbildung 2 dargestellten internen Wärmeübertragungsprozess ist das vollständige Modell des TETN-Konverters in Abbildung 7 dargestellt.
Wie in Abb. gezeigt.In 7 ist die GMT-Längsschwingung in 16 Knoten unterteilt, die durch rote Punkte dargestellt sind.Die im Modell dargestellten Temperaturknoten entsprechen den Durchschnittstemperaturen der jeweiligen Komponenten.Umgebungstemperatur T0, GMM-Stabtemperatur T1~T5, Erregerspulentemperatur T6, Permanentmagnettemperatur T7 und T8, Jochtemperatur T9~T10, Gehäusetemperatur T11~T12 und T14, Innenlufttemperatur T13 und Ausgangsstabtemperatur T15.Darüber hinaus ist jeder Knoten über C1 bis C15 mit dem Wärmepotential des Bodens verbunden, was jeweils die Wärmekapazität jedes Bereichs darstellt.P1~P6 ist die Gesamtwärmeleistung des GMM-Stabs bzw. der Erregerspule.Darüber hinaus werden 54 Wärmewiderstände verwendet, um den leitenden und konvektiven Widerstand gegen die Wärmeübertragung zwischen benachbarten Knoten darzustellen, die in den vorherigen Abschnitten berechnet wurden.Tabelle 3 zeigt die verschiedenen thermischen Eigenschaften der Konvertermaterialien.
Eine genaue Schätzung der Verlustmengen und ihrer Verteilung ist für die Durchführung zuverlässiger thermischer Simulationen von entscheidender Bedeutung.Der vom GMT erzeugte Wärmeverlust kann in den magnetischen Verlust des GMM-Stabs, den Joule-Verlust der Erregerspule, den mechanischen Verlust und den zusätzlichen Verlust unterteilt werden.Die berücksichtigten Zusatzverluste und mechanischen Verluste sind relativ gering und können vernachlässigt werden.
Der Widerstand der Wechselstrom-Erregerspule umfasst: den Gleichstromwiderstand Rdc und den Hautwiderstand Rs.
wobei f und N die Frequenz und Windungszahl des Erregerstroms sind.lCu und rCu sind die Innen- und Außenradien der Spule, die Länge der Spule und der Radius des magnetischen Kupferdrahts, definiert durch seine AWG-Nummer (American Wire Gauge).ρCu ist der spezifische Widerstand seines Kerns.µCu ist die magnetische Permeabilität seines Kerns.
Das tatsächliche Magnetfeld innerhalb der Feldspule (Solenoid) ist über die Länge des Stabes nicht gleichmäßig.Dieser Unterschied macht sich insbesondere aufgrund der geringeren magnetischen Permeabilität der HMM- und PM-Stäbe bemerkbar.Aber es ist längssymmetrisch.Die Verteilung des Magnetfelds bestimmt direkt die Verteilung der magnetischen Verluste des HMM-Stabs.Um die tatsächliche Verlustverteilung widerzuspiegeln, wird daher ein dreiteiliger Stab (siehe Abbildung 8) zur Messung verwendet.
Der magnetische Verlust kann durch Messung der dynamischen Hystereseschleife ermittelt werden.Basierend auf der in Abbildung 11 gezeigten Versuchsplattform wurden drei dynamische Hystereseschleifen gemessen.Unter der Bedingung, dass die Temperatur des GMM-Stabs stabil unter 50 °C liegt, treibt das programmierbare Wechselstromnetzteil (Chroma 61512) die Feldspule in einem bestimmten Bereich an, wie in Abbildung 8 dargestellt, der Frequenz des von ihr erzeugten Magnetfelds Der Prüfstrom und die resultierende magnetische Flussdichte werden durch Integration der in der mit dem GIM-Stab verbundenen Induktionsspule induzierten Spannung berechnet.Die Rohdaten wurden vom Speicherlogger heruntergeladen (MR8875-30 pro Tag) und in der MATLAB-Software verarbeitet, um die in Abb. 9 gezeigten gemessenen dynamischen Hystereseschleifen zu erhalten.
Gemessene dynamische Hystereseschleifen: (a) Abschnitt 1/5: Bm = 0,044735 T, (b) Abschnitt 1/5: fm = 1000 Hz, (c) Abschnitt 2/4: Bm = 0,05955 T, (d) Abschnitt 2/ 4: fm = 1000 Hz, (e) Abschnitt 3: Bm = 0,07228 T, (f) Abschnitt 3: fm = 1000 Hz.
Gemäß Literatur 37 kann der gesamte magnetische Verlust Pv pro Volumeneinheit von HMM-Stäben mit der folgenden Formel berechnet werden:
wobei ABH die Messfläche auf der BH-Kurve bei der Magnetfeldfrequenz fm gleich der Erregerstromfrequenz f ist.
Basierend auf der Bertotti-Verlusttrennungsmethode38 kann der magnetische Verlust pro Masseneinheit Pm eines GMM-Stabs als Summe des Hystereseverlusts Ph, des Wirbelstromverlusts Pe und des anomalen Verlusts Pa ausgedrückt werden (13):
Aus technischer Sicht38 können anormale Verluste und Wirbelstromverluste in einem Begriff zusammengefasst werden, der als Gesamtwirbelstromverlust bezeichnet wird.Somit lässt sich die Formel zur Verlustberechnung wie folgt vereinfachen:
in der Gleichung.(13)~(14) wobei Bm die Amplitude der magnetischen Dichte des anregenden Magnetfeldes ist.kh und kc sind der Hystereseverlustfaktor und der Gesamtwirbelstromverlustfaktor.