Composant chimique de tube de bobine en acier inoxydable 2507, étude de simulation de réseau thermique équivalent d'un transducteur magnétostrictif géant de terres rares

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• Description du produit
• Tubes enroulés en acier inoxydable 2507 de Chine

L’analyse rapide et précise de la distribution de température est essentielle à la conception du transducteur magnétostrictif géant (GMT).La modélisation des réseaux thermiques présente les avantages d'un faible coût de calcul et d'une grande précision et peut être utilisée pour l'analyse thermique GMT.Cependant, les modèles thermiques existants ont des limites dans la description de ces régimes thermiques complexes en GMT : la plupart des études se concentrent sur des états stationnaires qui ne peuvent pas capturer les changements de température ;On suppose généralement que la répartition de la température des tiges magnétostrictives géantes (GMM) est uniforme, mais le gradient de température à travers la tige du GMM est très important en raison d'une mauvaise conductivité thermique, la répartition non uniforme des pertes du GMM est rarement introduite dans le système thermique. modèle.Par conséquent, en considérant de manière exhaustive les trois aspects ci-dessus, ce document établit le modèle GMT de réseau de chaleur équivalent transitionnel (TETN).Tout d'abord, sur la base de la conception et du principe de fonctionnement du HMT vibratoire longitudinal, une analyse thermique est effectuée.Sur cette base, le modèle d'élément chauffant est établi pour le processus de transfert de chaleur HMT et les paramètres de modèle correspondants sont calculés.Enfin, la précision du modèle TETN pour l'analyse spatio-temporelle de la température des transducteurs est vérifiée par simulation et expérience.
Le matériau magnétostrictif géant (GMM), à savoir le terfénol-D, présente les avantages d'une grande magnétostriction et d'une densité énergétique élevée.Ces propriétés uniques peuvent être utilisées pour développer des transducteurs magnétostrictifs géants (GMT) pouvant être utilisés dans un large éventail d'applications telles que des transducteurs acoustiques sous-marins, des micromoteurs, des actionneurs linéaires, etc. 1,2.
Le risque de surchauffe des GMT sous-marins est particulièrement préoccupant, car lorsqu’ils fonctionnent à pleine puissance et pendant de longues périodes d’excitation, ils peuvent générer des quantités importantes de chaleur en raison de leur densité de puissance élevée3,4.De plus, en raison du coefficient de dilatation thermique élevé du GMT et de sa haute sensibilité à la température externe, ses performances de sortie sont étroitement liées à la température5,6,7,8.Dans les publications techniques, les méthodes d'analyse thermique GMT peuvent être divisées en deux grandes catégories9 : les méthodes numériques et les méthodes à paramètres localisés.La méthode des éléments finis (FEM) est l’une des méthodes d’analyse numérique les plus couramment utilisées.Xie et coll.[10] ont utilisé la méthode des éléments finis pour simuler la distribution des sources de chaleur d'un entraînement magnétostrictif géant et ont réalisé la conception du système de contrôle de la température et de refroidissement de l'entraînement.Zhao et coll.[11] ont établi une simulation par éléments finis conjointe d'un champ d'écoulement turbulent et d'un champ de température, et ont construit un dispositif intelligent de contrôle de la température des composants GMM basé sur les résultats de la simulation par éléments finis.Cependant, FEM est très exigeant en termes de configuration du modèle et de temps de calcul.Pour cette raison, FEM est considéré comme un support important pour les calculs hors ligne, généralement pendant la phase de conception du convertisseur.
La méthode des paramètres localisés, communément appelée modèle de réseau de chaleur, est largement utilisée en analyse thermodynamique en raison de sa forme mathématique simple et de sa vitesse de calcul élevée12,13,14.Cette approche joue un rôle important dans l'élimination des limitations thermiques des moteurs 15, 16, 17. Mellor18 a été le premier à utiliser un circuit thermique équivalent T amélioré pour modéliser le processus de transfert de chaleur du moteur.Verez et coll.19 a créé un modèle tridimensionnel du réseau thermique d'une machine synchrone à aimants permanents à flux axial.Boglietti et al.20 ont proposé quatre modèles de réseau thermique de complexité variable pour prédire les transitoires thermiques à court terme dans les enroulements du stator.Enfin, Wang et al.21 ont établi un circuit équivalent thermique détaillé pour chaque composant du PMSM et ont résumé l'équation de résistance thermique.Dans des conditions nominales, l'erreur peut être contrôlée dans les 5 %.
Dans les années 1990, le modèle du réseau de chaleur a commencé à être appliqué aux convertisseurs basse fréquence de forte puissance.Dubus et al.22 ont développé un modèle de réseau thermique pour décrire le transfert de chaleur stationnaire dans un vibrateur longitudinal double face et un capteur de courbure de classe IV.Anjanappa et al.23 ont effectué une analyse thermique stationnaire 2D d'un microdrive magnétostrictif à l'aide d'un modèle de réseau thermique.Pour étudier la relation entre la déformation thermique du Terfenol-D et les paramètres GMT, Zhu et al.24 a établi un modèle équivalent en régime permanent pour le calcul de la résistance thermique et du déplacement GMT.
L'estimation de la température GMT est plus complexe que les applications moteur.En raison de l’excellente conductivité thermique et magnétique des matériaux utilisés, la plupart des composants du moteur considérés à la même température sont généralement réduits à un seul nœud13,19.Cependant, en raison de la mauvaise conductivité thermique des HMM, l’hypothèse d’une répartition uniforme de la température n’est plus correcte.De plus, le HMM a une très faible perméabilité magnétique, de sorte que la chaleur générée par les pertes magnétiques est généralement non uniforme le long de la tige du HMM.En outre, la plupart des recherches se concentrent sur des simulations en régime permanent qui ne tiennent pas compte des changements de température pendant le fonctionnement du GMT.
Afin de résoudre les trois problèmes techniques ci-dessus, cet article utilise la vibration longitudinale GMT comme objet d'étude et modélise avec précision diverses parties du transducteur, notamment la tige GMM.Un modèle de réseau de chaleur équivalent transitionnel (TETN) GMT complet a été créé.Un modèle d'éléments finis et une plate-forme expérimentale ont été construits pour tester la précision et les performances du modèle TETN pour l'analyse spatio-temporelle de la température des transducteurs.
La conception et les dimensions géométriques du HMF oscillant longitudinalement sont représentées respectivement sur les figures 1a et b.
Les composants clés comprennent des tiges GMM, des bobines de champ, des aimants permanents (PM), des culasses, des coussinets, des bagues et des ressorts Belleville.La bobine d'excitation et le PMT fournissent respectivement à la tige HMM un champ magnétique alternatif et un champ magnétique de polarisation CC.L'arcade et le corps, constitués d'un capuchon et d'un manchon, sont en fer doux DT4, qui présente une perméabilité magnétique élevée.Forme un circuit magnétique fermé avec la tige GIM et PM.La tige de sortie et la plaque de pression sont en acier inoxydable 304 non magnétique.Avec les ressorts Belleville, une précontrainte stable peut être appliquée à la tige.Lorsqu'un courant alternatif traverse la bobine d'entraînement, la tige HMM vibre en conséquence.
Sur la fig.2 montre le processus d'échange thermique à l'intérieur du GMT.Les tiges GMM et les bobines de champ sont les deux principales sources de chaleur des GMT.La serpentine transfère sa chaleur au corps par convection de l'air intérieur et au couvercle par conduction.La tige HMM créera des pertes magnétiques sous l'action d'un champ magnétique alternatif, et la chaleur sera transférée à la coque par convection à travers l'air interne, et à l'aimant permanent et à la culasse par conduction.La chaleur transférée au boîtier est ensuite dissipée vers l’extérieur par convection et rayonnement.Lorsque la chaleur générée est égale à la chaleur transférée, la température de chaque partie du GMT atteint un état stable.
Le processus de transfert de chaleur dans un OGM oscillant longitudinalement : a – diagramme de flux de chaleur, b – principaux chemins de transfert de chaleur.
En plus de la chaleur générée par la bobine d'excitation et la tige HMM, tous les composants d'un circuit magnétique fermé subissent des pertes magnétiques.Ainsi, l'aimant permanent, la culasse, le capuchon et le manchon sont laminés ensemble pour réduire la perte magnétique du GMT.
Les principales étapes de la construction d'un modèle TETN pour l'analyse thermique GMT sont les suivantes : regroupez d'abord les composants ayant les mêmes températures et représentez chaque composant comme un nœud distinct dans le réseau, puis associez ces nœuds à l'expression de transfert de chaleur appropriée.conduction thermique et convection entre les nœuds.Dans ce cas, la source de chaleur et la puissance calorifique correspondant à chaque composant sont connectées en parallèle entre le nœud et la tension zéro commune de la terre pour construire un modèle équivalent du réseau de chaleur.L'étape suivante consiste à calculer les paramètres du réseau thermique pour chaque composant du modèle, notamment la résistance thermique, la capacité thermique et les pertes de puissance.Enfin, le modèle TETN est implémenté dans SPICE pour la simulation.Et vous pouvez obtenir la distribution de température de chaque composant de GMT et son évolution dans le domaine temporel.
Pour la commodité de la modélisation et du calcul, il est nécessaire de simplifier le modèle thermique et d'ignorer les conditions aux limites qui ont peu d'effet sur les résultats18,26.Le modèle TETN proposé dans cet article repose sur les hypothèses suivantes :
En GMT avec des enroulements enroulés de manière aléatoire, il est impossible ou nécessaire de simuler la position de chaque conducteur individuel.Diverses stratégies de modélisation ont été développées dans le passé pour modéliser le transfert de chaleur et la répartition de la température au sein des enroulements : (1) conductivité thermique composée, (2) équations directes basées sur la géométrie du conducteur, (3) circuit thermique équivalent en T29.
La conductivité thermique composite et les équations directes peuvent être considérées comme des solutions plus précises que le circuit équivalent T, mais elles dépendent de plusieurs facteurs, tels que le matériau, la géométrie du conducteur et le volume d'air résiduel dans le bobinage, qui sont difficiles à déterminer29.Au contraire, le schéma thermique équivalent T, bien qu’il s’agisse d’un modèle approximatif, est plus pratique30.Il peut être appliqué à la bobine d'excitation avec vibrations longitudinales du GMT.
L'ensemble cylindrique creux général utilisé pour représenter la bobine d'excitation et son diagramme thermique T-équivalent, obtenu à partir de la solution de l'équation de la chaleur, sont représentés sur la fig.3. On suppose que le flux thermique dans la bobine d’excitation est indépendant dans les directions radiale et axiale.Le flux thermique circonférentiel est négligé.Dans chaque circuit équivalent T, deux bornes représentent la température de surface correspondante de l'élément, et la troisième borne T6 représente la température moyenne de l'élément.La perte du composant P6 est saisie comme source ponctuelle au niveau du nœud de température moyenne calculée dans le « Calcul des pertes thermiques de la batterie de terrain ».Dans le cas d'une simulation non stationnaire, la capacité thermique C6 est donnée par l'équation.(1) est également ajouté au nœud Température moyenne.
Où cec, ρec et Vec représentent respectivement la chaleur spécifique, la densité et le volume de la bobine d'excitation.
Dans le tableau.La figure 1 montre la résistance thermique du circuit thermique équivalent T de la bobine d'excitation avec une longueur lec, une conductivité thermique λec, un rayon extérieur rec1 et un rayon intérieur rec2.
Bobines d'excitation et leurs circuits thermiques équivalents en T : (a) éléments cylindriques généralement creux, (b) circuits thermiques équivalents en T axiaux et radiaux séparés.
Le circuit équivalent T s’est également montré précis pour d’autres sources de chaleur cylindriques13.Étant la principale source de chaleur de l'OGM, la tige HMM présente une répartition inégale de la température en raison de sa faible conductivité thermique, notamment le long de l'axe de la tige.Au contraire, l’inhomogénéité radiale peut être négligée, puisque le flux thermique radial de la tige HMM est bien inférieur au flux thermique radial31.
Pour représenter avec précision le niveau de discrétisation axiale de la tige et obtenir la température la plus élevée, la tige GMM est représentée par n nœuds uniformément espacés dans la direction axiale, et le nombre de nœuds n modélisés par la tige GMM doit être impair.Le nombre de contours thermiques axiaux équivalents est n T figure 4.
Pour déterminer le nombre de nœuds n utilisés pour modéliser la barre GMM, les résultats FEM sont présentés sur la fig.5 comme référence.Comme le montre la fig.4, le nombre de nœuds n est régulé dans le schéma thermique de la tige HMM.Chaque nœud peut être modélisé comme un circuit équivalent en T.La comparaison des résultats du FEM de la figure 5 montre qu'un ou trois nœuds ne peuvent pas refléter avec précision la répartition de la température de la tige HIM (environ 50 mm de long) dans l'OGM.Lorsque n est augmenté à 5, les résultats de la simulation s'améliorent considérablement et se rapprochent de FEM.Augmenter davantage n donne également de meilleurs résultats au prix d’un temps de calcul plus long.Ainsi, dans cet article, 5 nœuds sont sélectionnés pour modéliser la barre GMM.
Sur la base de l'analyse comparative effectuée, le schéma thermique exact de la tige HMM est présenté sur la figure 6. T1 ~ T5 est la température moyenne de cinq sections (section 1 ~ 5) de la tige.P1-P5 représentent respectivement la puissance thermique totale des différentes zones de la tige, qui sera discutée en détail dans le chapitre suivant.C1~C5 sont la capacité thermique de différentes régions, qui peut être calculée par la formule suivante
où crod, ρrod et Vrod désignent la capacité thermique spécifique, la densité et le volume de la tige HMM.
En utilisant la même méthode que pour la bobine d'excitation, la résistance au transfert de chaleur de la tige HMM sur la figure 6 peut être calculée comme suit :
où lrod, rrod et λrod représentent respectivement la longueur, le rayon et la conductivité thermique de la tige GMM.
Pour la vibration longitudinale GMT étudiée dans cet article, les composants restants et l'air interne peuvent être modélisés avec une configuration à nœud unique.
Ces zones peuvent être considérées comme constituées d'un ou plusieurs cylindres.Une connexion d'échange thermique purement conductrice dans une pièce cylindrique est définie par la loi de conduction thermique de Fourier comme
Où λnhs est la conductivité thermique du matériau, lnhs est la longueur axiale, rnhs1 et rnhs2 sont respectivement les rayons extérieur et intérieur de l'élément de transfert de chaleur.
L'équation (5) est utilisée pour calculer la résistance thermique radiale pour ces zones, représentées par RR4-RR12 sur la figure 7. En même temps, l'équation (6) est utilisée pour calculer la résistance thermique axiale, représentée de RA15 à RA33 sur la figure 7.
La capacité thermique d'un circuit thermique à nœud unique pour la zone ci-dessus (y compris C7 – C15 sur la figure 7) peut être déterminée comme suit :
où ρnhs, cnhs et Vnhs sont respectivement la longueur, la chaleur spécifique et le volume.
Le transfert de chaleur par convection entre l'air à l'intérieur du GMT et la surface du boîtier et l'environnement est modélisé avec une seule résistance de conduction thermique comme suit :
où A est la surface de contact et h est le coefficient de transfert thermique.Le tableau 232 répertorie quelques h typiques utilisés dans les systèmes thermiques.D'après le tableau.2 coefficients de transfert thermique des résistances thermiques RH8–RH10 et RH14–RH18, représentant la convection entre le HMF et l'environnement sur la fig.7 sont pris comme une valeur constante de 25 W/(m2 K).Les coefficients de transfert de chaleur restants sont fixés à 10 W/(m2 K).
Selon le processus de transfert de chaleur interne illustré à la figure 2, le modèle complet du convertisseur TETN est illustré à la figure 7.
Comme le montre la fig.7, la vibration longitudinale GMT est divisée en 16 nœuds, représentés par des points rouges.Les nœuds de température représentés dans le modèle correspondent aux températures moyennes des composants respectifs.Température ambiante T0, température de la tige GMM T1~T5, température de la bobine d'excitation T6, température de l'aimant permanent T7 et T8, température de la culasse T9~T10, température du boîtier T11~T12 et T14, température de l'air intérieur T13 et température de la tige de sortie T15.De plus, chaque nœud est connecté au potentiel thermique du sol via C1 ~ C15, qui représentent respectivement la capacité thermique de chaque zone.P1 ~ P6 est la puissance calorifique totale de la tige GMM et de la bobine d'excitation respectivement.De plus, 54 résistances thermiques sont utilisées pour représenter la résistance conductrice et convective au transfert de chaleur entre nœuds adjacents, calculées dans les sections précédentes.Le tableau 3 présente les différentes caractéristiques thermiques des matériaux du convertisseur.
Une estimation précise des volumes de pertes et de leur répartition est essentielle pour réaliser des simulations thermiques fiables.La perte de chaleur générée par le GMT peut être divisée en perte magnétique de la tige GMM, perte Joule de la bobine d'excitation, perte mécanique et perte supplémentaire.Les pertes supplémentaires et les pertes mécaniques prises en compte sont relativement faibles et peuvent être négligées.
La résistance de la bobine d'excitation ca comprend : la résistance continue Rdc et la résistance cutanée Rs.
où f et N sont la fréquence et le nombre de tours du courant d'excitation.lCu et rCu sont les rayons intérieur et extérieur de la bobine, la longueur de la bobine et le rayon du fil magnétique en cuivre tel que défini par son numéro AWG (American Wire Gauge).ρCu est la résistivité de son noyau.µCu est la perméabilité magnétique de son noyau.
Le champ magnétique réel à l’intérieur de la bobine de champ (solénoïde) n’est pas uniforme sur toute la longueur de la tige.Cette différence est particulièrement visible en raison de la plus faible perméabilité magnétique des tiges HMM et PM.Mais il est symétrique longitudinalement.La répartition du champ magnétique détermine directement la répartition des pertes magnétiques de la tige HMM.Par conséquent, pour refléter la répartition réelle des pertes, une tige à trois sections, représentée sur la figure 8, est utilisée pour la mesure.
La perte magnétique peut être obtenue en mesurant la boucle d'hystérésis dynamique.Sur la base de la plate-forme expérimentale illustrée à la figure 11, trois boucles d'hystérésis dynamiques ont été mesurées.À condition que la température de la tige GMM soit stable en dessous de 50 °C, l'alimentation CA programmable (Chroma 61512) entraîne la bobine de champ dans une certaine plage, comme le montre la figure 8, la fréquence du champ magnétique généré par le Le courant de test et la densité de flux magnétique résultante sont calculés en intégrant la tension induite dans la bobine d'induction connectée à la tige GIM.Les données brutes ont été téléchargées à partir de l'enregistreur de mémoire (MR8875-30 par jour) et traitées dans le logiciel MATLAB pour obtenir les boucles d'hystérésis dynamiques mesurées illustrées à la figure 9.
Boucles d'hystérésis dynamiques mesurées : (a) section 1/5 : Bm = 0,044735 T, (b) section 1/5 : fm = 1000 Hz, (c) section 2/4 : Bm = 0,05955 T, (d ) section 2/ 4 : fm = 1000 Hz, (e) section 3 : Bm = 0,07228 T, (f) section 3 : fm = 1000 Hz.
Selon la littérature 37, la perte magnétique totale Pv par unité de volume des tiges HMM peut être calculée à l'aide de la formule suivante :
où ABH est la zone de mesure sur la courbe BH à la fréquence du champ magnétique fm égale à la fréquence du courant d'excitation f.
Sur la base de la méthode de séparation des pertes de Bertotti38, la perte magnétique par unité de masse Pm d'une tige GMM peut être exprimée comme la somme de la perte par hystérésis Ph, de la perte par courants de Foucault Pe et de la perte anormale Pa (13) :
D’un point de vue technique38, les pertes anormales et les pertes par courants de Foucault peuvent être combinées en un seul terme appelé perte totale par courants de Foucault.Ainsi, la formule de calcul des pertes peut être simplifiée comme suit :
dans l'équation.(13)~(14) où Bm est l'amplitude de la densité magnétique du champ magnétique excitateur.kh et kc sont le facteur de perte par hystérésis et le facteur de perte total par courants de Foucault.