Componente químico de tubo de bobina de aço inoxidável 2507, estudo de simulação de rede térmica equivalente de um transdutor magnetostritivo gigante de terras raras

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• Descrição do produto
• Tubulação espiralada de aço inoxidável 2507 da China

Fundamental para o projeto do transdutor magnetostritivo gigante (GMT) é a análise rápida e precisa da distribuição de temperatura.A modelagem de redes térmicas tem as vantagens de baixo custo computacional e alta precisão e pode ser usada para análise térmica GMT.Contudo, os modelos térmicos existentes têm limitações na descrição destes regimes térmicos complexos em GMT: a maioria dos estudos centra-se em estados estacionários que não conseguem capturar mudanças de temperatura;Geralmente, assume-se que a distribuição de temperatura das hastes magnetostritivas gigantes (GMM) é uniforme, mas o gradiente de temperatura através da haste GMM é muito significativo devido à baixa condutividade térmica, a distribuição não uniforme de perdas do GMM raramente é introduzida na térmica. modelo.Portanto, ao considerar de forma abrangente os três aspectos acima, este documento estabelece o modelo da Rede de Calor Equivalente Transicional (TETN) da GMT.Primeiramente, com base no projeto e princípio de funcionamento do HMT vibratório longitudinal, é realizada uma análise térmica.Nesta base, o modelo do elemento de aquecimento é estabelecido para o processo de transferência de calor HMT e os parâmetros do modelo correspondentes são calculados.Finalmente, a precisão do modelo TETN para análise espaço-temporal da temperatura do transdutor é verificada por simulação e experimento.
O material magnetostritivo gigante (GMM), nomeadamente o terfenol-D, tem as vantagens de grande magnetostrição e alta densidade de energia.Essas propriedades únicas podem ser usadas para desenvolver transdutores magnetostritivos gigantes (GMTs) que podem ser usados ​​em uma ampla gama de aplicações, como transdutores acústicos subaquáticos, micromotores, atuadores lineares, etc.
Particularmente preocupante é o potencial de superaquecimento dos GMTs submarinos, que, quando operados em potência máxima e por longos períodos de excitação, podem gerar quantidades significativas de calor devido à sua alta densidade de potência3,4.Além disso, devido ao grande coeficiente de expansão térmica do GMT e à sua alta sensibilidade à temperatura externa, seu desempenho de saída está intimamente relacionado à temperatura5,6,7,8.Nas publicações técnicas, os métodos de análise térmica GMT podem ser divididos em duas grandes categorias9: métodos numéricos e métodos de parâmetros concentrados.O método dos elementos finitos (MEF) é um dos métodos de análise numérica mais comumente usados.Xie et al.[10] utilizaram o método dos elementos finitos para simular a distribuição de fontes de calor de um acionamento magnetostritivo gigante e realizaram o projeto do sistema de controle de temperatura e resfriamento do acionamento.Zhao et al.[11] estabeleceram uma simulação conjunta de elementos finitos de um campo de fluxo turbulento e um campo de temperatura, e construíram um dispositivo de controle de temperatura de componente inteligente GMM com base nos resultados da simulação de elementos finitos.No entanto, o MEF é muito exigente em termos de configuração do modelo e tempo de cálculo.Por esta razão, o FEM é considerado um importante suporte para cálculos off-line, geralmente durante a fase de projeto do conversor.
O método de parâmetros concentrados, comumente referido como modelo de rede de calor, é amplamente utilizado em análises termodinâmicas devido à sua forma matemática simples e alta velocidade de cálculo .Esta abordagem desempenha um papel importante na eliminação das limitações térmicas dos motores 15, 16, 17. Mellor18 foi o primeiro a utilizar um circuito equivalente térmico T melhorado para modelar o processo de transferência de calor do motor.Verez et al.19 criaram um modelo tridimensional da rede térmica de uma máquina síncrona de ímã permanente com fluxo axial.Boglietti et al.20 propuseram quatro modelos de redes térmicas de complexidade variada para prever transientes térmicos de curto prazo nos enrolamentos do estator.Finalmente, Wang et al.21 estabeleceram um circuito equivalente térmico detalhado para cada componente do PMSM e resumiram a equação de resistência térmica.Em condições nominais, o erro pode ser controlado dentro de 5%.
Na década de 1990, o modelo de rede de calor começou a ser aplicado a conversores de alta potência e baixa frequência.Dubus et al.22 desenvolveram um modelo de rede de calor para descrever a transferência de calor estacionária em um vibrador longitudinal dupla face e sensor de curvatura classe IV.Anjanappa et al.23 realizaram uma análise térmica estacionária 2D de um microdrive magnetostritivo usando um modelo de rede térmica.Para estudar a relação entre a deformação térmica dos parâmetros Terfenol-D e GMT, Zhu et al.24 estabeleceram um modelo equivalente em estado estacionário para cálculo de resistência térmica e deslocamento GMT.
A estimativa da temperatura GMT é mais complexa do que as aplicações do motor.Devido à excelente condutividade térmica e magnética dos materiais utilizados, a maioria dos componentes do motor considerados na mesma temperatura são normalmente reduzidos a um único nó13,19.No entanto, devido à baixa condutividade térmica dos HMMs, a suposição de uma distribuição uniforme de temperatura não é mais correta.Além disso, o HMM possui uma permeabilidade magnética muito baixa, de modo que o calor gerado pelas perdas magnéticas geralmente não é uniforme ao longo da haste do HMM.Além disso, a maior parte da pesquisa concentra-se em simulações de estado estacionário que não levam em conta as mudanças de temperatura durante a operação do GMT.
Para solucionar os três problemas técnicos acima, este artigo utiliza a vibração longitudinal do GMT como objeto de estudo e modela com precisão diversas partes do transdutor, principalmente a haste do GMM.Foi criado um modelo de rede de calor equivalente transicional completa (TETN) GMT.Um modelo de elementos finitos e uma plataforma experimental foram construídos para testar a precisão e o desempenho do modelo TETN para análise espaço-temporal da temperatura do transdutor.
O projeto e as dimensões geométricas do HMF oscilante longitudinalmente são mostrados na Fig. 1a e b, respectivamente.
Os principais componentes incluem hastes GMM, bobinas de campo, ímãs permanentes (PM), jugos, pastilhas, buchas e molas Belleville.A bobina de excitação e o PMT fornecem à haste HMM um campo magnético alternado e um campo magnético de polarização DC, respectivamente.A canga e o corpo, composto por tampa e manga, são feitos de ferro macio DT4, que possui alta permeabilidade magnética.Forma um circuito magnético fechado com a haste GIM e PM.A haste de saída e a placa de pressão são feitas de aço inoxidável 304 não magnético.Com as molas Belleville, um pré-esforço estável pode ser aplicado à haste.Quando uma corrente alternada passa pela bobina de acionamento, a haste do HMM vibrará de acordo.
Na fig.2 mostra o processo de troca de calor dentro do GMT.Varetas GMM e bobinas de campo são as duas principais fontes de calor para GMTs.A serpentina transfere seu calor para o corpo por convecção do ar no interior e para a tampa por condução.A haste HMM criará perdas magnéticas sob a ação de um campo magnético alternado, e o calor será transferido para o invólucro devido à convecção através do ar interno, e para o ímã permanente e o jugo devido à condução.O calor transferido para a caixa é então dissipado para o exterior por convecção e radiação.Quando o calor gerado é igual ao calor transferido, a temperatura de cada parte do GMT atinge um estado estacionário.
O processo de transferência de calor em um OGM oscilante longitudinalmente: a – diagrama de fluxo de calor, b – principais caminhos de transferência de calor.
Além do calor gerado pela bobina excitadora e pela haste HMM, todos os componentes de um circuito magnético fechado sofrem perdas magnéticas.Assim, o ímã permanente, o garfo, a tampa e a luva são laminados juntos para reduzir a perda magnética do GMT.
As principais etapas na construção de um modelo TETN para análise térmica GMT são as seguintes: primeiro agrupar componentes com as mesmas temperaturas e representar cada componente como um nó separado na rede, depois associar esses nós à expressão de transferência de calor apropriada.condução de calor e convecção entre nós.Neste caso, a fonte de calor e a saída de calor correspondente a cada componente são conectadas em paralelo entre o nó e a tensão zero comum da terra para construir um modelo equivalente da rede de calor.O próximo passo é calcular os parâmetros da rede térmica para cada componente do modelo, incluindo resistência térmica, capacidade térmica e perdas de potência.Finalmente, o modelo TETN é implementado no SPICE para simulação.E você pode obter a distribuição de temperatura de cada componente do GMT e sua mudança no domínio do tempo.
Para comodidade de modelagem e cálculo, é necessário simplificar o modelo térmico e ignorar as condições de contorno que têm pouco efeito nos resultados18,26.O modelo TETN proposto neste artigo baseia-se nas seguintes premissas:
No GMT com enrolamentos enrolados aleatoriamente, é impossível ou necessário simular a posição de cada condutor individual.Várias estratégias de modelagem foram desenvolvidas no passado para modelar a transferência de calor e a distribuição de temperatura dentro dos enrolamentos: (1) condutividade térmica composta, (2) equações diretas baseadas na geometria do condutor, (3) circuito térmico equivalente a T29.
A condutividade térmica composta e as equações diretas podem ser consideradas soluções mais precisas que o circuito equivalente T, mas dependem de vários fatores, como material, geometria do condutor e volume de ar residual no enrolamento, que são difíceis de determinar29.Pelo contrário, o esquema térmico equivalente a T, embora seja um modelo aproximado, é mais conveniente30.Pode ser aplicado à bobina de excitação com vibrações longitudinais do GMT.
O conjunto cilíndrico oco geral utilizado para representar a bobina da excitatriz e seu diagrama térmico equivalente em T, obtido a partir da solução da equação do calor, são mostrados na fig.3. Supõe-se que o fluxo de calor na bobina de excitação é independente nas direções radial e axial.O fluxo de calor circunferencial é desprezado.Em cada circuito equivalente T, dois terminais representam a temperatura superficial correspondente do elemento, e o terceiro terminal T6 representa a temperatura média do elemento.A perda do componente P6 é inserida como uma fonte pontual no nó de temperatura média calculada no “Cálculo de perda de calor da bobina de campo”.No caso de simulação não estacionária, a capacidade calorífica C6 é dada pela equação.(1) também é adicionado ao nó Temperatura média.
Onde cec, ρec e Vec representam o calor específico, a densidade e o volume da bobina de excitação, respectivamente.
Na tabela.1 mostra a resistência térmica do circuito térmico equivalente T da bobina de excitação com comprimento lec, condutividade térmica λec, raio externo rec1 e raio interno rec2.
Bobinas excitadoras e seus circuitos térmicos equivalentes a T: (a) geralmente elementos cilíndricos ocos, (b) circuitos térmicos equivalentes a T axiais e radiais separados.
O circuito equivalente T também se mostrou preciso para outras fontes de calor cilíndricas13.Sendo a principal fonte de calor do OGM, a haste HMM apresenta uma distribuição desigual de temperatura devido à sua baixa condutividade térmica, principalmente ao longo do eixo da haste.Pelo contrário, a falta de homogeneidade radial pode ser desprezada, uma vez que o fluxo de calor radial da haste HMM é muito menor que o fluxo de calor radial .
Para representar com precisão o nível de discretização axial da haste e obter a temperatura mais alta, a haste GMM é representada por n nós uniformemente espaçados na direção axial, e o número de nós n modelados pela haste GMM deve ser ímpar.O número de contornos térmicos axiais equivalentes é n T figura 4.
Para determinar o número de nós n usados ​​para modelar a barra GMM, os resultados do FEM são mostrados na fig.5 como referência.Como mostrado na fig.4, o número de nós n é regulado no esquema térmico da haste HMM.Cada nó pode ser modelado como um circuito equivalente a T.A comparação dos resultados do FEM, da Fig. 5 mostra que um ou três nós não podem refletir com precisão a distribuição de temperatura da haste HIM (cerca de 50 mm de comprimento) no OGM.Quando n é aumentado para 5, os resultados da simulação melhoram significativamente e se aproximam do FEM.Aumentar ainda mais n também fornece melhores resultados ao custo de um tempo de computação mais longo.Portanto, neste artigo, 5 nós são selecionados para modelar a barra GMM.
Com base na análise comparativa realizada, o esquema térmico exato da haste HMM é mostrado na Fig. 6. T1 ~ T5 é a temperatura média de cinco seções (seção 1 ~ 5) da haste.P1-P5 representam respectivamente a potência térmica total das diversas áreas da haste, que será discutida em detalhes no próximo capítulo.C1~C5 são a capacidade térmica de diferentes regiões, que pode ser calculada pela seguinte fórmula
onde crod, ρrod e Vrod denotam a capacidade térmica específica, densidade e volume da haste HMM.
Usando o mesmo método da bobina excitadora, a resistência à transferência de calor da haste HMM na Fig. 6 pode ser calculada como
onde lrod, rrod e λrod representam o comprimento, raio e condutividade térmica da haste GMM, respectivamente.
Para a vibração longitudinal GMT estudada neste artigo, os demais componentes e o ar interno podem ser modelados com uma configuração de nó único.
Estas áreas podem ser consideradas como constituídas por um ou mais cilindros.Uma conexão de troca de calor puramente condutora em uma peça cilíndrica é definida pela lei de condução de calor de Fourier como
Onde λnhs é a condutividade térmica do material, lnhs é o comprimento axial, rnhs1 e rnhs2 são os raios externo e interno do elemento de transferência de calor, respectivamente.
A Equação (5) é utilizada para calcular a resistência térmica radial para essas áreas, representada por RR4-RR12 na Figura 7. Ao mesmo tempo, a Equação (6) é utilizada para calcular a resistência térmica axial, representada de RA15 a RA33 na Figura 7.
A capacidade térmica de um circuito térmico de nó único para a área acima (incluindo C7 – C15 na Fig. 7) pode ser determinada como
onde ρnhs, cnhs e Vnhs são o comprimento, o calor específico e o volume, respectivamente.
A transferência de calor convectiva entre o ar dentro do GMT e a superfície da caixa e o ambiente é modelada com um único resistor de condução térmica como segue:
onde A é a superfície de contato e h é o coeficiente de transferência de calor.A Tabela 232 lista alguns h típicos usados ​​em sistemas térmicos.De acordo com a tabela.2 coeficientes de transferência de calor das resistências térmicas RH8–RH10 e RH14–RH18, representando a convecção entre o HMF e o ambiente na fig.7 são considerados um valor constante de 25 W/(m2 K).Os restantes coeficientes de transferência de calor são iguais a 10 W/(m2 K).
De acordo com o processo interno de transferência de calor mostrado na Figura 2, o modelo completo do conversor TETN é mostrado na Figura 7.
Como mostrado na fig.7, a vibração longitudinal do GMT é dividida em 16 nós, representados por pontos vermelhos.Os nós de temperatura representados no modelo correspondem às temperaturas médias dos respectivos componentes.Temperatura ambiente T0, temperatura da haste GMM T1 ~ T5, temperatura da bobina do excitador T6, temperatura do ímã permanente T7 e T8, temperatura do garfo T9 ~ T10, temperatura da caixa T11 ~ T12 e T14, temperatura do ar interno T13 e temperatura da haste de saída T15.Além disso, cada nó está conectado ao potencial térmico do solo através de C1 ~ C15, que representam a capacidade térmica de cada área, respectivamente.P1 ~ P6 é a produção total de calor da haste GMM e da bobina excitadora, respectivamente.Além disso, 54 resistências térmicas são utilizadas para representar a resistência condutiva e convectiva à transferência de calor entre nós adjacentes, que foram calculadas nas seções anteriores.A Tabela 3 mostra as diversas características térmicas dos materiais conversores.
A estimativa precisa dos volumes de perdas e sua distribuição é fundamental para a realização de simulações térmicas confiáveis.A perda de calor gerada pelo GMT pode ser dividida em perda magnética da haste GMM, perda Joule da bobina excitadora, perda mecânica e perda adicional.As perdas adicionais e as perdas mecânicas consideradas são relativamente pequenas e podem ser desprezadas.
A resistência da bobina de excitação CA inclui: a resistência CC Rdc e a resistência de pele Rs.
onde f e N são a frequência e o número de voltas da corrente de excitação.lCu e rCu são os raios interno e externo da bobina, o comprimento da bobina e o raio do fio magnético de cobre conforme definido por seu número AWG (American Wire Gauge).ρCu é a resistividade do seu núcleo.µCu é a permeabilidade magnética de seu núcleo.
O campo magnético real dentro da bobina de campo (solenóide) não é uniforme ao longo do comprimento da haste.Esta diferença é especialmente perceptível devido à menor permeabilidade magnética das hastes HMM e PM.Mas é longitudinalmente simétrico.A distribuição do campo magnético determina diretamente a distribuição das perdas magnéticas da haste HMM.Portanto, para refletir a distribuição real das perdas, uma haste de três seções, mostrada na Figura 8, é levada para medição.
A perda magnética pode ser obtida medindo o circuito de histerese dinâmica.Com base na plataforma experimental mostrada na Figura 11, foram medidos três loops de histerese dinâmica.Sob a condição de que a temperatura da haste GMM esteja estável abaixo de 50°C, a fonte de alimentação CA programável (Chroma 61512) aciona a bobina de campo em uma determinada faixa, conforme mostrado na Figura 8, a frequência do campo magnético gerado pelo a corrente de teste e a densidade de fluxo magnético resultante são calculadas integrando a tensão induzida na bobina de indução conectada à haste GIM.Os dados brutos foram baixados do registrador de memória (MR8875-30 por dia) e processados ​​no software MATLAB para obter os loops de histerese dinâmica medidos mostrados na Fig.
Loops de histerese dinâmica medidos: (a) seção 1/5: Bm = 0,044735 T, (b) seção 1/5: fm = 1000 Hz, (c) seção 2/4: Bm = 0,05955 T, (d) seção 2/ 4: fm = 1000 Hz, (e) seção 3: Bm = 0,07228 T, (f) seção 3: fm = 1000 Hz.
De acordo com a literatura 37, a perda magnética total Pv por unidade de volume das hastes HMM pode ser calculada usando a seguinte fórmula:
onde ABH é a área de medição na curva BH na frequência do campo magnético fm igual à frequência da corrente de excitação f.
Com base no método de separação de perdas de Bertotti38, a perda magnética por unidade de massa Pm de uma haste GMM pode ser expressa como a soma da perda por histerese Ph, a perda por correntes parasitas Pe e a perda anômala Pa (13):
Do ponto de vista da engenharia38, perdas anômalas e perdas por correntes parasitas podem ser combinadas em um termo denominado perda total por correntes parasitas.Assim, a fórmula de cálculo das perdas pode ser simplificada da seguinte forma:
na equação.(13)~(14) onde Bm é a amplitude da densidade magnética do campo magnético excitante.kh e kc são o fator de perda por histerese e o fator total de perda por correntes parasitas.