2507 ステンレス鋼コイル チューブの化学成分、レアアース巨大磁歪トランスデューサーの等価熱ネットワーク シミュレーション研究

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• 製品説明
• 2507 中国製ステンレス鋼コイル管

超磁歪トランスデューサ (GMT) の設計にとって重要なのは、温度分布の高速かつ正確な解析です。熱ネットワーク モデリングには、計算コストが低く、精度が高いという利点があり、GMT 熱解析に使用できます。しかし、既存の熱モデルでは、これらの複雑な熱レジームを GMT で記述するには限界があります。ほとんどの研究は、温度変化を捉えることができない定常状態に焦点を当てています。一般に超磁歪 (GMM) ロッドの温度分布は均一であると考えられていますが、熱伝導率が低いために GMM ロッド全体の温度勾配が非常に大きく、GMM の不均一な損失分布が熱影響を受けることはほとんどありません。モデル。したがって、この文書では、上記の 3 つの側面を総合的に考慮して、GMT Transitional Equivalent Heat Network (TETN) モデルを確立します。まず、縦振動HMTの設計と動作原理に基づいて熱解析を行います。これに基づいて、HMT 熱伝達プロセスの発熱体モデルが確立され、対応するモデル パラメーターが計算されます。最後に、トランスデューサ温度時空間解析のための TETN モデルの精度がシミュレーションと実験によって検証されます。
超磁歪材料 (GMM)、すなわちターフェノール D は、大きな磁歪と高いエネルギー密度という利点を持っています。これらのユニークな特性を利用して、水中音響トランスデューサー、マイクロモーター、リニア アクチュエーターなどの幅広い用途に使用できる巨大磁歪トランスデューサー (GMT) を開発できます。1、2。
特に懸念されるのは、海底 GMT の過熱の可能性です。フルパワーで長時間励磁して動作させると、その高い電力密度により大量の熱が発生する可能性があります 3,4。さらに、GMT の熱膨張係数が大きく、外部温度に対する感度が高いため、出力性能は温度と密接に関係しています5、6、7、8。技術出版物では、GMT 熱解析法は数値法と集中パラメーター法という 2 つの大きなカテゴリ 9 に分類されています。有限要素法 (FEM) は、最も一般的に使用される数値解析手法の 1 つです。謝ら。[10] は、有限要素法を使用して超磁歪ドライブの熱源分布をシミュレーションし、ドライブの温度制御と冷却システムの設計を実現しました。趙ら。[11] は、乱流場と温度場の共同有限要素シミュレーションを確立し、有限要素シミュレーションの結果に基づいて GMM インテリジェントコンポーネント温度制御デバイスを構築しました。ただし、FEM はモデルのセットアップと計算時間の点で非常に時間がかかります。このため、FEM は、通常はコンバータの設計段階でのオフライン計算の重要なサポートであると考えられています。
一般にヒート ネットワーク モデルと呼ばれる集中パラメーター法は、その単純な数学的形式と高い計算速度により、熱力学解析で広く使用されています 12、13、14。このアプローチは、エンジン 15、16、17 の熱制限を解消する上で重要な役割を果たします。Mellor18 は、改良された熱等価回路 T を使用してエンジンの熱伝達プロセスをモデル化した最初の人物です。ベレスら。19 は、軸流を備えた永久磁石同期機の熱ネットワークの 3 次元モデルを作成しました。Boglietti et al.20 は、固定子巻線の短期熱過渡現象を予測するために、さまざまな複雑さの 4 つの熱ネットワーク モデルを提案しました。最後に、Wang et al.21 は、各 PMSM コンポーネントの詳細な熱等価回路を確立し、熱抵抗方程式を要約しました。公称条件下では、誤差は 5% 以内に制御できます。
1990 年代に、ヒート ネットワーク モデルが高出力低周波コンバータに適用され始めました。Dubus ら 22 は、両面縦振動子とクラス IV 曲げセンサーにおける定常熱伝達を記述する熱ネットワーク モデルを開発しました。Anjanappa et al.23 は、熱ネットワーク モデルを使用して磁歪マイクロドライブの 2D 定常熱解析を実行しました。Terfenol-D の熱ひずみと GMT パラメータの関係を研究するために、Zhu et al.24 は、熱抵抗と GMT 変位計算のための定常状態の等価モデルを確立しました。
GMT 温度の推定は、エンジン アプリケーションよりも複雑です。使用される材料の優れた熱伝導性と磁気伝導性により、同じ温度で考慮されるほとんどのエンジンコンポーネントは通常、単一のノードに縮小されます 13,19。ただし、HMM の熱伝導率が低いため、均一な温度分布という仮定はもはや正しくありません。さらに、HMM は透磁率が非常に低いため、磁気損失によって発生する熱は通常、HMM ロッドに沿って不均一になります。さらに、研究のほとんどは、GMT 動作中の温度変化を考慮していない定常状態のシミュレーションに焦点を当てています。
上記の 3 つの技術的問題を解決するために、この記事では GMT 縦振動を研究対象として使用し、トランスデューサのさまざまな部分、特に GMM ロッドを正確にモデル化します。完全な遷移等価熱ネットワーク (TETN) GMT のモデルが作成されました。トランスデューサ温度時空間解析用の TETN モデルの精度とパフォーマンスをテストするために、有限要素モデルと実験プラットフォームが構築されました。
縦振動HMFの設計と幾何学的寸法をそれぞれ図1aと図1bに示します。
主要なコンポーネントには、GMM ロッド、界磁コイル、永久磁石 (PM)、ヨーク、パッド、ブッシュ、皿バネが含まれます。励起コイルと PMT は、HMM ロッドにそれぞれ交流磁場と DC バイアス磁場を提供します。キャップとスリーブからなるヨークとボディには透磁率の高いDT4軟鉄を採用。GIMとPMロッドにより閉磁路を形成します。アウトプットステムとプレッシャープレートは非磁性の304ステンレス鋼で作られています。皿ばねを使用すると、ステムに安定したプレストレスを加えることができます。交流電流が駆動コイルを通過すると、それに応じて HMM ロッドが振動します。
図上。図２は、ＧＭＴ内部の熱交換の過程を示す。GMM ロッドとフィールド コイルは、GMT の 2 つの主な熱源です。サーペンタインは内部の空気の対流によって本体に熱を伝え、伝導によって蓋に熱を伝えます。HMM ロッドは交流磁場の作用により磁気損失を生じ、熱は内部空気の対流によってシェルに伝達され、伝導によって永久磁石とヨークに伝達されます。ケースに伝わった熱は対流と輻射によって外部に放散されます。発生する熱と伝達する熱が等しくなると、GMTの各部の温度は定常状態に達します。
縦方向に振動する GMO における熱伝達のプロセス: a – 熱流図、b – 主な熱伝達経路。
励磁コイルと HMM ロッドによって生成される熱に加えて、閉磁気回路のすべてのコンポーネントは磁気損失を経験します。このように、永久磁石、ヨーク、キャップ、スリーブが積層されて、GMT の磁気損失が低減されます。
GMT 熱解析用の TETN モデルを構築する主な手順は次のとおりです。まず、同じ温度を持つコンポーネントをグループ化し、各コンポーネントをネットワーク内の個別のノードとして表し、次にこれらのノードを適切な熱伝達式に関連付けます。ノード間の熱伝導と対流。この場合、各コンポーネントに対応する熱源と熱出力は、ノードと地球の共通のゼロ電圧の間に並列に接続され、熱ネットワークの等価モデルを構築します。次のステップでは、熱抵抗、熱容量、電力損失など、モデルの各コンポーネントの熱ネットワークのパラメーターを計算します。最後に、TETN モデルはシミュレーションのために SPICE に実装されます。また、GMT の各要素の温度分布とその時間領域での変化を取得できます。
モデリングと計算を容易にするために、熱モデルを単純化し、結果にほとんど影響を与えない境界条件を無視する必要があります 18,26。この記事で提案する TETN モデルは、次の仮定に基づいています。
ランダムに巻かれた巻線を備えた GMT では、個々の導体の位置をシミュレーションすることは不可能であるか、シミュレーションする必要があります。巻線内の熱伝達と温度分布をモデル化するために、これまでにさまざまなモデリング戦略が開発されてきました。(1) 複合熱伝導率、(2) 導体形状に基づく直接方程式、(3) T 等価熱回路。
複合熱伝導率と直接方程式は、等価回路 T よりも正確な解と考えることができますが、それらは材料、導体の形状、巻線内の残留空気量などのいくつかの要因に依存し、これらを決定するのは困難です29。逆に、T 等価熱スキームは、近似モデルではあるものの、より便利です 30。GMTの縦振動による励磁コイルに適用可能です。
励磁コイルを表すために使用される一般的な中空円筒アセンブリと、熱方程式の解から得られるその T 相当熱線図を図に示します。3. 励磁コイル内の熱流束は半径方向と軸方向に独立していると仮定します。周方向の熱流束は無視されます。各等価回路Ｔにおいて、２つの端子は対応する素子の表面温度を表し、第３の端子Ｔ６は素子の平均温度を表す。P6 コンポーネントの損失は、「フィールド コイルの熱損失計算」で計算された平均温度ノードの点源として入力されます。非定常シミュレーションの場合、熱容量 C6 は次式で与えられます。(1) は、平均温度ノードにも追加されます。
ここで、cec、ρec、Vec はそれぞれ励磁コイルの比熱、密度、体積を表します。
テーブル内。図１は、長さlec、熱伝導率λec、外半径rec1、内半径rec2の励起コイルのT等価熱回路の熱抵抗を示す。
励磁コイルとその T 等価熱回路: (a) 通常は中空の円筒形要素、(b) 別個の軸方向および半径方向の T 等価熱回路。
等価回路 T は、他の円筒状熱源についても正確であることが示されています13。GMO の主な熱源である HMM ロッドは、熱伝導率が低いため、特にロッドの軸に沿って温度分布が不均一になります。逆に、HMM ロッドの半径方向の熱流束は半径方向の熱流束よりもはるかに小さいため、半径方向の不均一性は無視できます 31。
ロッドの軸方向の離散化のレベルを正確に表し、最高温度を得るには、GMM ロッドは軸方向に等間隔に配置された n 個のノードで表され、GMM ロッドによってモデル化されるノードの数 n は奇数でなければなりません。等価な軸方向熱等高線の数は n T 図 4 です。
GMM バーのモデル化に使用されるノード数 n を決定するための FEM 結果を図に示します。5を参考にしてください。図に示すように。図４に示されるように、ノードの数ｎは、ＨＭＭロッドの熱スキームにおいて規制される。各ノードは T 等価回路としてモデル化できます。FEM の結果を比較すると、図 5 から、1 つまたは 3 つのノードでは GMO 内の HIM ロッド (長さ約 50 mm) の温度分布を正確に反映できないことがわかります。n を 5 に増やすと、シミュレーション結果は大幅に改善され、FEM に近づきます。n をさらに増やすと、計算時間は長くなりますが、より良い結果が得られます。したがって、この記事では、GMM バーをモデリングするために 5 つのノードが選択されています。
実行された比較分析に基づいて、HMM ロッドの正確な熱スキームを図 6 に示します。T1 ～ T5 はスティックの 5 つのセクション (セクション 1 ～ 5) の平均温度です。P1 ～ P5 はそれぞれ、ロッドのさまざまな領域の合計熱出力を表します。これについては、次の章で詳しく説明します。C1〜C5はさまざまな領域の熱容量で、次の式で計算できます。
ここで、 crod、ρrod、および Vrod は、HMM ロッドの比熱容量、密度、および体積を示します。
励磁コイルと同じ方法を使用して、図 6 の HMM ロッドの熱伝達抵抗は次のように計算できます。
ここで、lrod、rrod、および λrod は、それぞれ GMM ロッドの長さ、半径、熱伝導率を表します。
この記事で検討した縦振動 GMT の場合、残りのコンポーネントと内部空気は単一ノード構成でモデル化できます。
これらの領域は、1 つまたは複数のシリンダーで構成されていると考えることができます。円筒部品内の純粋な伝導性の熱交換接続は、フーリエ熱伝導則によって次のように定義されます。
ここで、λnhs は材料の熱伝導率、lnhs は軸方向の長さ、rnhs1 と rnhs2 はそれぞれ伝熱要素の外半径と内半径です。
式 (5) は、図 7 の RR4 ～ RR12 で表されるこれらの領域の半径方向の熱抵抗を計算するために使用されます。同時に、式 (6) は、図の RA15 から RA33 で表される軸方向の熱抵抗を計算するために使用されます。 7。
上記の領域 (図 7 の C7 ～ C15 を含む) の単一ノード熱回路の熱容量は、次のように決定できます。
ここで、ρnhs、cnhs、Vnhs はそれぞれ長さ、比熱、体積です。
GMT 内部の空気とケースの表面および環境の間の対流熱伝達は、次のように単一の熱伝導抵抗器を使用してモデル化されます。
ここで、A は接触表面、h は熱伝達係数です。表 232 に、熱システムで使用される代表的な h をいくつか示します。表によると。熱抵抗 RH8 ～ RH10 および RH14 ～ RH18 の 2 つの熱伝達係数。図の HMF と環境の間の対流を表します。７は２５Ｗ／（ｍ２・Ｋ）の一定値としてとられる。残りの熱伝達係数は 10 W/(m2 K) に等しく設定されます。
図 2 に示す内部熱伝達プロセスに従って、TETN コンバータの完全なモデルを図 7 に示します。
図に示すように。図７では、ＧＭＴ縦振動は１６個のノットに分割されており、それらは赤い点で表されている。モデルに示された温度ノードは、それぞれのコンポーネントの平均温度に対応します。周囲温度 T0、GMM ロッド温度 T1 ～ T5、励磁コイル温度 T6、永久磁石温度 T7、T8、ヨーク温度 T9 ～ T10、ケース温度 T11 ～ T12、T14、室内空気温度 T13、出力ロッド温度 T15。また、各ノードはそれぞれ各領域の熱容量を表すC1～C15を介してグランドの熱電位に接続されています。P1～P6 はそれぞれ GMM ロッドと励磁コイルの総発熱量です。さらに、54 個の熱抵抗は、前のセクションで計算された、隣接するノード間の熱伝達に対する伝導抵抗と対流抵抗を表すために使用されます。表 3 に、コンバーター材料のさまざまな熱特性を示します。
信頼性の高い熱シミュレーションを実行するには、損失量とその分布を正確に推定することが重要です。GMT によって発生する熱損失は、GMM ロッドの磁気損失、励磁コイルのジュール損失、機械損失、および追加損失に分類できます。考慮される追加の損失と機械的損失は比較的小さいため、無視できます。
AC 励磁コイルの抵抗には、DC 抵抗 Rdc と表皮抵抗 Rs が含まれます。
ここで、f と N は励磁電流の周波数と巻数です。lCu と rCu は、コイルの内側と外側の半径、コイルの長さ、および AWG (American Wire Gauge) 番号で定義される銅磁性ワイヤの半径です。ρCu はコアの抵抗率です。μCu はコアの透磁率です。
フィールドコイル (ソレノイド) 内の実際の磁場は、ロッドの長さに沿って均一ではありません。この違いは、HMM ロッドと PM ロッドの透磁率が低いため、特に顕著です。ただし、上下対称です。磁場の分布は、HMM ロッドの磁気損失の分布を直接決定します。したがって、実際の損失の分布を反映するために、図 8 に示す 3 つのセクションからなるロッドが測定に使用されます。
磁気損失は動的ヒステリシスループを測定することで得られます。図 11 に示す実験プラットフォームに基づいて、3 つの動的ヒステリシス ループが測定されました。GMM ロッドの温度が 50°C 以下で安定している条件下では、プログラム可能な AC 電源 (Chroma 61512) は、図 8 に示すように、一定の範囲でフィールド コイルを駆動します。試験電流とその結果として生じる磁束密度は、GIM ロッドに接続された誘導コイルに誘導された電圧を積分することによって計算されます。生データはメモリ ロガー (1 日あたり MR8875-30) からダウンロードされ、MATLAB ソフトウェアで処理されて、図 9 に示す動的ヒステリシス ループの測定値が得られました。
測定されたダイナミックヒステリシスループ: (a) セクション 1/5: Bm = 0.044735 T、(b) セクション 1/5: fm = 1000 Hz、(c) セクション 2/4: Bm = 0.05955 T、(d) セクション 2/ 4: fm = 1000 Hz、(e) セクション 3: Bm = 0.07228 T、(f) セクション 3: fm = 1000 Hz。
文献 37 によると、HMM ロッドの単位体積あたりの総磁気損失 Pv は、次の式を使用して計算できます。
ここで、ABH は、励磁電流周波数 f に等しい磁場周波数 fm における BH 曲線上の測定領域です。
Bertotti 損失分離法 38 に基づいて、GMM ロッドの単位質量あたりの磁気損失 Pm は、ヒステリシス損失 Ph、渦電流損失 Pe、および異常損失 Pa の合計として表すことができます (13)。
工学的な観点から見ると、異常損失と渦電流損失は、全渦電流損失と呼ばれる 1 つの用語にまとめることができます。したがって、損失の計算式は次のように簡略化できます。
方程式では。(13)~(14) ここで、Bm は励磁磁場の磁束密度の振幅です。kh と kc はヒステリシス損失係数と総渦電流損失係数です。