proiect final dizertatie_ actuatori magnetostrictivi_6.02.2009

UNIVERSITATEA POLITEHNICA BUCUREŞTI FACULTATEA DE INGINERIE ELECTRICĂ

CATEDRA DE ELECTROTEHNICĂ

PROIECT DE DIZERTAŢIE

Actuatori magnetostrictivi Coordonator ştiinţific: Absolvent: Prof. Dr. Ing. Horia Gavrilă Ing. Cătănescu Alexandru-Laurenţiu

BUCUREŞTI 2009

1

Universitatea POLITEHNICA din Bucureşti Facultatea de Inginerie Electrică Catedra de Electrotehnică

APROBAT DECAN

Prof. Dr. Ing. Claudia Popescu

ŞEF CATEDRĂ

Prof. Dr. Ing. Florea Hănţilă

TEMA PROIECTULUI DE DIZERTAŢIE

Absolvent: Cătănescu Alexandru-Laurenţiu Forma de învăţământ: Master – Magnetism tehnic şi aplicat Titlul temei: Actuatori magnetostrictivi Conţinutul proiectului: Importanţa actuală a temei de dizertaţie intitulată „Actuatori magnetostrictivi „ Noţiuni introductive despre magnetostricţiune Formularea în detaliu a temei de proiectare Alegerea structurii generale ale actuatorului magnetostrictiv Caracteristicile şi parametrii miezului magnetrostrictiv TERFENOL-D şi a magneţilor

permanenţi de tip Alnico Calculul parametrilor generali în c.c. Calculul parametrilor generali în c.a. Calculul circuitului magnetic Calculul încălzirii bobinei actuatorului magnetostrictiv Calculul parametrilor de actuaţie Calculul deformaţiei totale a resortului antagonist elicoidal folosit la pretensionarea

actuatorului magnetostrictiv Sursa specifică pentru acţionarea actuatorilor magnetostrictivi Experimente ale actuatorilor magnetostrictivi folosiţi la detensionarea tablelor metalice Concluzii

CONDUCĂTOR PROIECT,

Prof. Dr. Ing. Horia Gavrilă

Semnătura absolvent,

Ing. Cătănescu Alexandru-Laurenţiu

2

Importanţa actuală a temei de dizertaţie intitulată „Actuatori magnetostrictivi”.

În România, nu este evidenţiată o preocupare coerentă şi amplă, privind cercetarea sistemelor de actuaţie bazate pe efectele magnetostricţiunii, iar materialele magnetostrictive nu se fabrică în ţară, neexistând cercetări amănunţite şi preocupări de dezvoltare a acestor materiale; chiar şi la nivelul învăţământului superior tehnic, preocupările nu sunt evidenţiate în mod clar.

Pe plan internaţional, există numeroase preocupări la nivel de cercetare aplicativă, privind actuatorii şi materialele magnetostrictive.Se pot aminti firme cum sunt: firmele “Johnson Matthey” (Marea Britanie), ETREMA (SUA), care sunt producătoare de materiale magnetostrictive (Terfenol-D), dar care promovează şi aplicaţii bazate pe actuaţia electromecanică:

micromotoare magnetostrictive liniare şi rotative; sisteme de poziţionare bazate pe actuaţie magnetostrictivă; sisteme de pompare; generarea de ultrasunete la puteri mari pentru sistemele de curăţire şi pentru

accelerarea unor reacţii chimice; actuatori de putere mare pentru generarea de vibraţii în sistemele de desprăfuire din

fabricile de ciment; sistemele de extracţie bazate pe macroactuatori magnetostrictivi; actuatori magnetostrictivi utilizaţi la injecţia motoarelor de mare putere (>350 kW),

cu aplicaţii în domeniul grupurilor electrogene, locomotive, vapoare, utilaje grele, etc.;

microstructuri electromecanice de senzori şi actuatori.

Firma ETREMA are preocupări chiar în domeniul macroactuaţiei electromecanice prin relizarea unor actuatori utilizaţi în extragerea zăcămintelor de ţiţei, validate deja industrial în SUA şi în exploatările de petrol din Marea Nordului.

În lucrarea de dizertaţie, am evidentiat câteva noţiuni, principii şi efecte ale magnetostricţiunii şi ecuaţiile care stau la baza funcţionării actuatoarelor magnetostrictive. Pe baza acestora s-a proiectat un actuator magnetostrictiv de vibraţii în cadrul Contractului 21-059/2007 intitulat „Cecetări privind realizarea de tehnologii ecologice pe baza vibraţiilor induse magnetostrictiv în vederea reducerii consumurilor energetice ce au ca efect încălzirea”. Proiectul include:

calculul circuitului magnetic al actuatorului pe baza schemei echivalente a acestuia; calculul încălzirii actuatorului; calculul parametrilor de actuaţie şi deformare a arcului elicoidal folosit la pretensionarea

mecanică.

La institutul de Cercetări ICMET Craiova şi INCDIE ICPE-CA (Departamentului D1.10), s-a realizat şi s-a testat un model experimental cu parametrii următori:

Forţa de acţionare: 50 1 aF kN ; Tensiunea electrică nominală de alimentare (c.c.): 10 24 nU V ; Tensiunea electrică efectivă (c.a.): 24 200efU Vef ; Frecvenţa electrică de alimentare: 0 10 f kHz ; Curentul electric maxim (c.c.): 5nI A ;

3

Curentul nominal efectiv (c.a.): 4efI A ;

Supratemperatura medie a bobinei de acţionare: Cmb050 .

De comun acord cu coordonatorul proiectului, ICMET Craiova, în vederea experimentelor

preliminare cât şi a faptului că actuatorul va fi utilizat atât în c.c., cât şi c.a. a fost stabilit ca bobina de acţionare a actuatorului să fie realizată cu conductor 0,6 mm cu un număr maxim de 4000 spire , cu prize la 1000 spire şi 3000 de spire .

În cadrul institutului INCDIE ICPE_CA s-a realizat o sursă specifică de activare a actuatorilor magnetostrictivi, cu ajutorul căreia am putut alimenta actuatorul magnetostrictiv la diferite tensiuni şi frecvenţe; s-a realizat, deasemenea, şi o scanare termică a actuatorului în timpul funcţionării.

Vreau să mulţumesc conducătorului ştiinţific Prof. Dr. Ing. Horia Gavrilă, colegilor din institutului INCDIE ICPE-CA, Dep. D1.10 , Dr. Ing. Ignat Mircea, Dr. Ing. Pîslaru-Dănescu Lucian şi Dr. Ing. Puflea Ioan şi domnului Dr. Ing. Vintilă Adrian, din cadrul institutului ICMET Craiova pentru ajutorul acordat la realizarea temei de dizertaţie.

4

1. Noţiuni introductive despre magnetostricţiune.

Magnetostricţiunea este o propietate a materialelor feromagnetice şi constă în schimbarea configuraţiei geometrice a materialului când acesta este supus unui câmp magnetic extern. Efectul a fost descoperit pentru prima dată în 1842 de James Joule când observa o probă de nichel. Acest efect produce şi o încălzire a materialului prin căldura dezvoltată la frecarea domeniilor magnetice.

Majoritatea materialelor feromagnetice arată o oarecare magnetostricţiune măsurabilă. La temperaturi ambiante înalte şi la tensionări repetate, efectul de magnetostricţiune se atenuează. La un element simplu cum este cobaltul, saturaţia se produce la 60 de microtensionări. Prin alierea cu anumite elemente se poate realiza o magnetostricţiune uriaşă (giant magnetostriction), sub acţiunea unor câmpuri magnetice mici. Cea mai mare magnetostricţiune cunoscută o au aliajele pe bază de fier şi pământuri rare (Dysprosium (Dy), ori Terbium (Tb)), cu structură cubică, cum ar fi: DyFe2 şi TbFe2. Totuşi, aceste materiale prezintă o anizotropie magnetică accentuată ceea ce necesită un câmp magnetic foarte mare pentru a provoca efectul de magnetostricţiune. Observând anizotropia acestor materiale, Clark şi colegii săi de la NSWC-Carderock, [20], au preparat aliaje conţinând Fe, Dy şi Tb, cu stoichiometria de tipul TbxDy1-xFe2; materialul este cunoscut sub denumirea comercială Terfenol-D. Acest material se deformează la aproximativ 2000 ppm , într-un câmp magnetic de 2 kOe , la temperatura camerei. Pentru aplicaţiile practice în domeniul traductoarelor şi actuatorilor, Terfenol-D este cel mai folosit material magnetostrictiv.

Fig. 1. Răspunsul Terfenol-D prin apropierea temperaturii camerei, ( )f H .

Mecanismul magnetostricţiunii la un nivel atomic este relativ un subiect complex şi important, dar la nivel macroscopic poate fi divizat în două procese distincte. Primul proces este predominant datorită migrării pereţilor de domenii înăuntrul materialului, ca răspuns la aplicarea unui câmp magnetic extern. Al doilea proces îl reprezintă rotaţia magnetizaţiei domeniilor. Aceste două mecanisme permit materialului schimbarea orientării domeniilor în favoarea cauzei schimbării dimensiunilor. Pentru că deformarea este izocoră, acolo are loc o schimbare a dimensiunilor de semn contrar pe direcţia perpendiculară. Cu toate că pot fi mai multe mecanisme ale reorientării domeniilor, ideea de bază este reprezentată în Figura 2, în care rotaţia şi deplasarea domeniilor magnetice rămân cauzele unei schimbări fizice a lungimii materialului.

5

Fig. 2. Deplasarea domeniilor la aplicarea unui câmp magnetic extern.

Pentru operarea normală cu materiale magnetostrictive este necesar crearea unui „bias mecanic”, adică un efort longitudinal prestabilit în funcţie de tipul de material. La comprimarea mecanică, cuplajele magneto-elastice forţează domeniile structurale să se orienteze perpendicular pe direcţia forţei aplicate. Apoi, la aplicarea unui câmp magnetic, domeniile structurale se rotesc producând deformarea maximă posibilă în material. Pretensionarea mecanică ar trebui să orienteze domeniile structurale paralel cu forţele aplicate, deşi această orientare nu s-a observat datorită fragilităţii materialului magnetostrictiv.

Fig. 3. Fenomenul de aliniere a domeniilor magnetice atunci când se aplică un câmp magnetic extern, [31].

1.1. Principalele fenomene fizice şi efecte magnetostrictive.

Propietăţiele celor mai multe materiale feromagnetice se modifică cu aplicarea unei solicitări mecanice. În esenţă magnetostricţiunea reprezintă relaţiile şi fenomenele de legătură dintre propietăţile magnetice şi mecanice ale materialelor.

Considerând o solicitare unidirecţională asupra unui eşantion cilindric se convine să se iniţieze următoarea clasificare a efectului de magnetostricţiune general:

a) Magnetostricţiune pozitivă. Magnetizarea creşte odată cu tensiunea mecanică şi materialul suferă o extindere liniară.

b) Magnetostricţiune negativă. Magnetizarea descreşte odată cu câmpul magnetic şi materialul suferă o contracţie. Iniţial

efectul magnetostrictiv a mai fost denumit efect piezomagnetic.

6

Când o tensiune mecanică mărită este aplicată unui material având o magnetostricţiune pozitivă, inducţia la câmp constant (aplicat după o solicitare mecanică stabilă) creşte până ce limita elastică ajunge la un anumit nivel şi apoi continuă cu o descreştere până la o valoare scăzută ajungându-se la o deformare plastică.

Când materialul (exemplul nichelului) este magnetostrictiv negativ, punctul de pe curba la care se produce fluajul continuu nu poate fi precis determinat.

Intervine necesitatea unei distincţii între cele trei efecte apropiate:

Efectul magnetocaloric ce reprezintă variaţia temperaturii unui material magnetic cu variaţia intensităţii câmpului magnetic exterior.

O exprimare a efectului magnetocaloric în cazul unui proces adiabatic este următoarea:

2

1

2 1 ,( )H

s pH

TT T dHH

(1)

unde T şi H sunt temperatura, respectiv intensitatea câmpului magnetic.

Efectul magnetoelastic ce constă în variaţia magnetizării materialului în funcţie de variaţia presiunii la care este supus:

, , , ,( ) ( ) ( ) ( )S H T H p H S Hm m m mp p p p

(2)

unde:

V

m Mdv (3)

este momentul magnetic rezultant; S - reprezintă entropia; P - reprezintă presiunea; M - reprezintă magnetizaţia ce este implicată în două legi de stare:

1. Legea dependenţei dintre inducţie, intensitate şi magnetizaţie în câmp magnetic, [1]:

0 ( )B H M (4)

unde: B - inducţia magnetică; H - intensitatea câmpului magnetic; 0 - permeabilitatea magnetică a vidului.

Având în vedere, cele două componente ale magnetizaţiei: temporară tM şi permanentă pM se poate scrie:

( )t pM M H M (5)

2. Legea magnetizaţiei temporare:

( )t tM M H (6)

7

Care după modul de dependenţă în diferite materiale, are exprimările:

( , ) ( , )t mM r t H r t (7)

pentru materiale magnetice liniare şi izotrope (cu m - susceptivitatea magnetică);

t mM H (8)

Pentru materiale liniare şi anizotrope la care se adaugă materialele magnetice neliniare.

Efectul magnetostrictiv, ce reprezintă modificarea dimensiunilor unui material magnetic la variaţia intensităţii câmpului magnetic exterior:

, , , ,( ) ( ) ( ) ( )S p T p H p S pV V V VH H H H

(9)

cu V - volumul materialului.

O clasificare privind efectele magnetostrictive este următoarea:

a. Efectul Joule longitudinal.

Este caracterizat de modificarea lungimii l unui eşantion feromagnetic cilindric de lungime l sub acţiunea câmpului magnetic (figura 4).

Fig. 4. Efectul Joule longitudinal.

În aplicaţii se defineşte coeficientul de magnetostricţiune s :

sl

l

(10)

b. Efectul Villari (efectul Joule invers).

În cazul în care lungimea naturală a unei bare sau eşantion feromagnetic se modifică sub

acţiunea unei forţe acesta se magnetizează.

c. Efectul Joule transversal.

Se referă la contracţia laterală care se asociază cu alungirea l în cazul efectului Joule

8

longitudinal r (figura 4). d. Efectul Wiedemann.

Efect prin care o bară cilindrică magnetizată şi străbătută axial de un curent electric suferă o

torsiune mecanică (figura 5).

Fig.5. Efectul Wiedemann.

e. Efectul variaţiei volumului.

Acest efect de formă se produce în câmpuri foarte slabe, iar variaţia volumului depinde de geometria eşantionului. Se constată o variaţie liniară funcţie de câmp:

vV K M

V

(11)

f. Efectul de flexiune sau efectul Guillemin.

O bară încastrată la o extremitate suferă sub acţiunea câmpului magnetic longitudinal o

flexiune (figura 6).

Fig. 6. Efectul Guillemin.

g. Efectul de variaţie al modulului lui Young.

Datorită magnetostricţiunii apar deformaţii în structura cristalină a materialului ce produc modificări ale constantelor elastice (şi prin urmare ale modulului lui Young, E ), atunci când facem ca magnetizaţia magnetică să varieze .

Odată cu variaţia E se produc şi modificări ale frecvenţelor de rezonanţă ale eşantionului magnetostrictiv.

Valoarea raportului /E E se află între 15% (pentru nichel) şi 190% (în cazul Terfenol-D., la 240 /kA m ), [30].

Cu ajutorul miezurilor de Terfenol-D au fost construiţi actuatori caracterizaţi de următorii parametrii limită:

9

Coeficientul , 1000 4000s sl ppm ppm

l

;

Forţe: 500 5000N F N ; Deplasări: 20 400m l m ; Frecvenţe: 0 16f kHz .

1.2. Ecuaţiile magnetostricţiunii.

Ecuaţiile fundamentale ale fenomenelor magnetostrictive sunt:

Hi ij j ni n

Tm mj j mn n

S S T d H

B d T H

(12)

, 1...6, 1...3

i jm n

unde: S - deformaţie; T - tensiune mecanică; B - inducţia magnetică; H - intensitatea câmpului magnetic; HS - tensorul compliantelor la H ct ; d - tensorul constantelor piezomagnetice; T - tensorul permeabilităţii magnetice la T ct .

Pentru aplicaţiile cu actuatori magnetostrictivi ce utilizează miezuri cilindrice, la care

câmpul de excitaţie este paralel cu axa principală 1 2 0H H . Se utilizează în aceste aplicaţii modul de vibraţie longitudinal (cunoscut ca modul 33) şi prin ipoteză se consideră solicitările radiale nule: 1 2 0T T .

În acest caz ecuaţiile devin:

1 2 13 3 31 3

3 33 3 33 3

3 33 3 33 3

H

H

T

S S S T d HS S T d HB d T H

(13)

Pentru actuatoarele liniare cu ax cilindric şi excitaţie electromagnetică axială intervin unele

simplificări în ceea ce priveşte sistemul ecuaţiilor piezomagnetice de bază, [10]:

Hi ij j ni n

Tm mj j mn n

S s T d H

B d T H

(14)

cu condiţiile corespunzătoare modulului longitudinal de acţionare (mod 33):

10

1 2

1 2

0

0

H H

T T

(15)

cu , 1...6i j şi , 1...3m n şi unde:

S - tensorul deformării longitudinale (alungirii); T - tensorul tensiunilor mecanice; HS - tensorul compliantei electromecanice la intensitatea câmpului magnetic constantă;

d - tensorul constantelor piezomagnetice; T - tensorul permeabilităţii magnetice la tensiune mecanică constantă,

sistemul de ecuaţii devine:

331 2 13 31

333 33 33

33 333 33

H

H

T

H

H

H

S S s dTS s dT

dB T

(16)

Se defineşte un coeficient de cuplaj asociat modului de acţionare, ce este şi un element

important în proiectare (în cazul nostru coeficientul de cuplaj al modulului 33):

THsdk

3333

2

332

33 (17)

Acest coeficient reprezintă capacitatea miezului magnetostrictiv al actuatorului de a converti

energia electrico-magnetică în energie elastică, capacitate care devine esenţială odată cu existenţa unui câmp de premagnetizare 0H şi a unei pretensiuni mecanice ce acţionează asupra miezului magnetostrictiv (datorată unei forţe psF ). În cazul Terfenolului –D se apreciază ca date optime în proiectarea unui actuator liniar următoarele notaţii:

0

0

11

33

33 0

9

33

33

100[ ]

40[ ]

14,3 [ ]

3,8

9,6

67%

10

10

H

T

kAm

MPa

Pa

mA

HTs

dk

(18)

11

1.3. Aplicaţii.

O analiză chiar sumară asupra efectelor prezentate simplificat mai înainte, indică şi domeniile de aplicabilitate: a) Efect Joule longitudinalb) Efect Villaric) Efect Joule transversald) Efect Wiedemann

Actuatori

e) Efectul variatiei volumuluif) Efect Guilleming) Efectul de variatie al modulului

Senzori

2. Formularea în detaliu a temei de proiectare.

Se propune studiul şi proiectarea unui actuator magnetostrictiv, [1, 2, 4, 5, 9, 11, 23] pentru a produce fie regimuri de şocuri mecanice, fie vibraţii mecanice pe domeniu de frecvenţă: 0 1 kHz , necesare detensionării materialelor feromagnetice.

Astfel actuatorul va funcţiona şi în regim de comutaţie, alimentat în c.c. dar şi în regim armonic permanent generând vibraţii, alimentat în c.c.

Formularea temei în care este implicat un actuator magnetostrictiv (şi în general un actuator electromecanic) cuprinde două diviziuni principale. Referitor la tema de faţă, parametrii specifici sau caracteristicile specifice preliminare celor două diviziuni sunt redate mai jos. Studiul asupra aplicaţiei în care va fi utilizat actuatorul, un studiu mecanic în scopul

determinării cinematicii, staticii, dinamicii şi explicit al principalilo parametri:

Regimul de funcţionare:

regim continuu: vibratii 0 1 kHz .

regim intermitent: comutaţie în c.c.

estimări ale duratelor de acţionare şi al timpului de răspuns al aplicaţiei tr.: DC =20 50% .

Estimarea dimensiunilor şi gabaritului:

Deplasarea liniară a actuatorului l .

Caracteristica statică temporară a forţelor rezistente: ( )stF t .

Caracteristica dinamică: dnF ( )l .

Condiţiile mecano-climatice ambientale ale aplicaţiei:

Temperatura ambiantă: Ca050

Umiditatea locală relativă: 40 60%

12

Oportunităţi privind posibilităţile de alimentare (surse sau reţele de c.c. sau c.a., actuatorele magnetostrictive funcţionând atât în regim de impuls (c.c) cât şi în regim vibrant până la domeniul frecvenţelor ultrasonice (c.a.)); necesitatea unui convertor.

Caracteristici si parametri specifici ai actuatorului magnetostrictiv:

Forţa de acţionare: 50 1 aF kN . Tensiunea electrică nominală de alimentare (c.c.): 10 24 nU V . Tensiunea electrică efectivă (c.a.): 24 200efU Vef . Frecvenţa electrică de alimentare: 0 10 f kHz (domeniu extins în ideia că studiul

funcţionării necesită frecvenţe mai mari decât domeniul iniţial). Curentul electric maxim (c.c.): 5nI A . Curentul nominal efectiv (c.a.): 4efI A . Geometria sau topologia circuitului magnetic cu clarificarea elementelor sau reperelor active

(miezul magnetostrictiv) sau auxiliare (juguri feromagnetice, magneţi permanenţi de premagnetizare).

Supratemperatura medie a bobinei de acţionare: Cmb050 .

De comun acord cu coordonatorul proiectului, ICMET Craiova, în vederea experimentelor preliminare cât şi a faptului că actuatorul va fi utilizat atât în c.c., cât şi c.a. a fost stabilit ca bobina de acţionare a actuatorului să fie realizată cu conductor 0,6 mm cu un număr maxim de 4000 spire , cu prize la 1000 spire şi 3000 de spire .

Se menţionează ca tot în datele iniţiale sunt incluse şi caracteristicile miezului magnetostrictiv tip Terfenol-D, fabricant ETREMA, [16], cât şi dimensiunile magneţilor permanenţi coaxiali utilizaţi în proiectarea actuatorului.

13

3. Alegerea structurii generale ale actuatorului magnetostrictiv.

Având în vedere funcţionarea în regim de şocuri mecanice, cât şi în regim de vibraţii [17, 22, 24, 28], în figura 7 este prezentată structura generală a actuatorului magnetostrictiv AMV-1( actuator magnetostrictiv pentru vibraţii), la nivel de model experimental, iar în figura 8, respectiv 9, este prezentată structura actuatorului magnetostrictiv de vibraţii realizat în colaborare cu institutul ICMET Craiova; în Anexa 2, este prezentat elementele componente ale actuatorului magnetostrictiv.

Fig. 7. Schemă actuator magnetostrictiv.

Fig. 8. Structura actuatorului magnetostrictiv de vibraţii văzut în secţiune transversală.

14

Fig. 9. Elementele constructive ale actuatorului magnetostrictiv de vibraţii.

4. Caracteristicile şi parametrii miezului magnetrostrictiv TERFENOL-D şi a magneţilorpermanenţi de tip Alnico.

În anexa 1, sunt prezentate caracteristicile mecanice, electrice, termice, magnetostrictive, etc. ale miezului magnetostrictiv Terfenol-D, iar în figura 10 sunt prezentate geometria şi dimensiunile magnetului permanent de tip Alnico.

Fig. 10. Detalii referitoare la geometria şi forma magneţilor permanenţi de tip Alnico utilizaţi în construcţia actuatorului magnetostrictiv.

15

5. Calculul parametrilor generali în c.c.

5.1. Rezistenţele şi inductivităţile bobinelor în funcţie de numărul de spire: Tab. 1. Calculul rezistenţei şi inductivităţilor în c.c. [6,8].

Nr.de spire [ ]N spire 1000 3000 4000 Rezistenţa [ ] 13,11 R 39,42 R 37,63 R

Inductivitatea [ ]mH 84,71 L 4,672 L 8,119L Tab. 2. Calculul curenţilor prin bobine în c.c.

U [ ]V 20 40 60 80 100 150 200 I1 [ ]A 17,69 41,13 53,07 82,29 88,45 132,74 177 I2 [ ]A 4,55 9,11 13,66 18,22 22,77 34,16 45,55 I3 [ ]A 3,13 6,27 9,42 12,55 15,65 23,54 31,3

Sunt stabilite următoarele corespondenţe:1 1

2 2

3 3

I RI RI R

.

Fig. 11. Caracteristicile volt-ampere în funcţie de rezistenţa circuitului.

6. Calculul parametrilor generali în c.a.

6.1. Calculul impedanţelor bobinei actuatorului.

Se consideră circuitul echivalent al bobinei RL serie.

222 LRZ (19) unde, f 2 (20)

16

Tab. 3. Calculul rezistenţei, inductivităţilor şi impedanţelor în c.a. Nr.de spire [ ]N spire 1000 3000 4000

Frecvenţa [ ]Hz 50 1000 50 1000 50 1000 Rezistenţa [ ] 13,11 R 39,42 R 37,63 R

Inductivitatea [ ]mH 84,71 L 4,672 L 8,119L Impedanţa [ ] 2,695 55,33 21,61 423,29 38,15 752,43

Tab. 4. Calculul curenţilor în c.a.

50 f Hz , 2,695 Z , 1000 N spire . U [ ]V 20 40 60 80 100 150 200 I [ ]A 7,42 14,84 22,26 29,68 37,1 55,65 74,2

50 f Hz , 21,61 Z , 3000 N spire .

U [ ]V U[V] 20 40 60 80 100 150 200 I [ ]A I[A] 0,925 1,85 2,775 3,70 4,625 6,94 9,25

50 f Hz , 38,15 Z , 4000 N spire .

U [ ]V U[V] 20 40 60 80 100 150 200 I [ ]A I[A] 0,524 1,048 1,572 2,096 2,62 3,93 5,24

1000 f Hz , 55,33 Z , 1000 N spire .

U [ ]V U[V] 20 40 60 80 100 150 200 I [ ]A I[A] 0,361 0,722 1,083 1,44 1,805 2,71 3,61

1000 f Hz , 423,29 Z , 3000 N spire .

U [ ]V U[V] 20 40 60 80 100 150 200 I [ ]A I[A] 0,0472 0,094 0,141 0,188 0,236 0,354 0,472

1000 f Hz , 572, 43 Z , 4000 N spire .

U [ ]V U[V] 20 40 60 80 100 150 200 I [ ]A I[A] 0,026 0,053 0,079 0,106 0,132 0,199 0,264

Observaţie: În anexa 3, este prezentat tabelul cu valorile măsurate ale rezistenţei, inductivităţii şi impedanţei actuatorului magnetostrictiv, atât la funcţionarea în c.c., cât şi în c.a.

7. Calculul circuitului magnetic.

7.1. Schema echivalenta a circuitului magnetic a actuatorului magnetostrictiv.

Configuraţia geometrică a modelului de calcul pentru circuitul magnetic este reprezentată în

figura 12, iar schema echivalentă a circuitului magnetic în curent continuu este dată în figura 13.

17

Fig. 12. Modelul de calcul pentru circuitul magnetic.

Fig. 13. Schema echivalentă corespunzătoare Fig. 14. Schema echivalentă simplificată circuitului magnetic. corespunzătoare circuitului magnetic.

Se calculează succesiv următoarele reluctanţe, [6, 8, 9, 10, 17, 23]:

•Reluctanţa barei de terfenol (TERFENOL-D):

3

87 2 6

190 10 1,1 10 /10 4 10 6,5 10

TT

T T

lR A WbA

(21)

•Reluctanţa discului inelar din fier:

32 1

7 3

ln( / ) ln(35 /13) 6,3 10 /2 2 2000 4 10 10 10F

F F

r rR A Wbl

(22)

18

•Reluctanţa magnetului permanent (din ALNICO) în forma de inel cilindric:

37

7 2 2 6

180 10 6,5 10 /4 4 10 (20 15 ) 10

MM

M M

lR A WbA

(23)

•Reluctanţa de scăpări:

3

82 2 7 2 2 6

0 2 1

180 10 2,5 10 /( ) 4 10 (15 6,5 ) 10M

SlR A Wb

r r

(24)

Deoarece F T M SR R R R

se poate folosi la calcule, cu o bună aproximaţie schema echivalentă simplificată a circuitului magnetic din figura 12.

7.2. Alegerea materialului pentru magnetul permanent. Se pune problema obţinerii în terfenol a unei densităţi de energie magnetică:

3 315 10 /mw J m (25)

care corespunde la:

1/ 2[2 ] 0,61OT mB w T (26) 58,1 10OT OT TB A Wb (27)

Se consideră schema echivalentă simplificată a circuitului magnetic din figura 14, în care sursa de tensiune magnetomotoare este numai magnetul permanent:

0, 0mmM BU (28)

Teoremele lui Kirchhoff conduc la sistemul de ecuaţii:

T= S

T T S S

T T mM

R RR U

(29)

la care se adauga ecuaţiile de material:

mmM M M

M M M

T T mM

U H lk B A

R U

(30)

Se calculează succesiv:

19

45 10 /T OTM

M

RH A ml

(31)

4(1 ) 1, 2 10TM OT

S

R WbR

(32)

0, 2MM

M

B Tk A

(33)

Factorul 0,9k ţine seama de fluxul de scăpări al magnetului. Se alege materialul ALNICO 8-LNGT 40 (Catalog Chen Yang Technologies GmbH&Co. kG, 2006) cu inducţia remanentă 8rB kGs şi câmpul coercitiv intrinsic 1,38ciH kOe . Din curba de demagnetizare rezultă punctul de funcţionare ( 1,3H kOe , 3,9B kGs ).

7.3. Calculul bobinei de magnetizare.

Configuraţia geometrică a modelului de calcul pentru bobina de magnetizare, [22] este indicată în figura 15. Dimensiunile bobinei de magnetizare sunt:

1 2

2

1 1

30007,5 ; 15,5 ;2 178 ;

2,1; 11,9.

N spirea mm a mm b mm

a ba a

(34)

Fig. 15. Configuraţia geometrică a bobinei de magnetizare.

Bobina are 3000 N spire , cu prize pentru 1000 spire şi 4000 spire . Câmpul în centrul bobinei se calculează cu formula (35):

1 1

1

1 1[ ] 0,0142 ( 1)T

N IB sh sh Ta

(35)

Folosind teorema superpoziţiei fluxului magnetic dintr-o latură este suma algebrică a fluxurilor produse de fiecare t.e.m. în parte), inducţia barei de TERFENOL este:

T OT TB B B (36)

20

Rezultatele calculelor sunt date în tabelul 5 de mai jos: Tab. 5.

Numar de spire 1[ ]a mm 2[ ]a mm [ ]R * [ ]L H [ ]I A [ ]TB T [ ]TB T 4000 7,5 18,5 20,84 0,0635 1 0,2714 0,88 3000 7,5 15,5 14 0,11 1 0,21 0,82 1000 7,5 10,2 3,5 0,012 1 0,07 0,68

* s-a considerat rT =10.

7.4. Comentarii privind structura actuatorilor magnetostrictivi. În [21], este indicată o structură tipică pentru actuatorul magnetostrictiv; modelul de calcul pentru circuitul magnetic este indicat în figura 12, iar schema echivalentă în figura 13. Comparativ cu structura propusă anterior există urmatoarele deosebiri:

a) Actuatorul propus include un circuit magnetic cu magneţi permanenţi care asigură premagnetizarea. La actuatorul din figura 16, premagnetizarea este asigurată de o bobină de curent continuu.

b) Actuatorul din figura 16, are o manta feromagnetică care şuntează fluxul magnetic de scăpări. Se consideră util prezentarea, în continuare, a relaţiilor de calcul pentru circuitul magnetic folosit în figura 17.

Fig. 16. Schema circuitului magnetic al actuatorului magnetostrictiv.

21

Fig. 17. Shemele echivalente ale circuitului magnetic al actuatorului magnetostrictiv, [21].

Performanţa actuatorului magnetostrictiv poate fi exprimată prin raportul dintre fluxul principal (corespunzător reluctanţei barei de terfenol) şi a fluxului de scăpări.

Configuraţia geometrică a bobinei de magnetizare este descrisă prin parametrii

adimensionali, [22], 2

1

aa

, 12

cla

si 1

r

ar

, unde rr este raza barei de material

magnetostrictiv, 1a si 2a sunt raza interioară, respectiv exterioară a bobinei de magnetizare, iar cl este lungimea a bobinei. O estimare a câmpului magnetic H din interiorul bobinei şi a inductivităţii de scăpări poate fi obţinută dacă se presupune pătrunderea uniformă a câmpului în materialul magnetic moale (terfenol):

1

( 1)( , )( 1)bobina bobina bobina

c

H G NIl a

(37)

22 2 2

0 1( 1) ( 1) 1( ( 1)( 3))

( 1) 6scapari bobina rL G N r a

(38)

Ipoteza pătrunderii uniforme a câmpului magnetic este valabilă dacă reluctanţa

corespunzătoare fluxului principal ( principalR ) este mică comparativ cu reluctanţa corespunzătoare fluxului de scăpări .

Fracţiunea din inductivitatea de scăpări scapariL care nu contribuie la efectul magnetostrictiv (independentă de frecvenţă) şi care determină curentul de magnetizare pentru o tensiune dată poate fi scrisă sub forma:

2 2,

1 1[( 1) ( 1)( 3)]6rel scapari

r

L

(39)

Factorul bobinaG este denumit factorul Fabri al bobinei şi este o funcţie de parametrii

adimensionali şi , după cum se observă în ecuaţia (40).

2 2 1/ 21/ 2

2 2 1/ 2

1 2 ( )( , ) ( ) ln[ ]5 1 1 (1 )

G

(40)

22

Valoarea maximă pentru bobinaG , 0,179G , se obţine pentru 3 , 2 . Pentru 1.1 şi 5r se obţine ,rel scapariL = 72.6% .La geometriile uzuale pentru bobină factorul G este în domeniul 0.1 0.179 . Evident că există un compromis între valorile mari pentru câmpul generat, H , şi valorile mici pentru inductivitatea de scăpări.

7.5. Calculul reactanţelor magnetice ale schemei echivalente

a actuatorului magnetostrictiv. Reactanţele magnetice, [21, 29] se calculează pe baza pierderilor din fier:

2

2 PX

(41)

unde: - P - pierderile în material. La funcţionarea în curent alternativ, schema echivalentă a circuitului magnetic, pe lângă reluctanţe, apar şi reactanţele magnetice ale componentelor pasive (vezi figura 18).

Fig. 18. Schema echivalentă cu reactanţe şi reluctanţe magnetice a actuatorului magnetostrictiv.

7.5.1. Reactanţa terfenolului.

Calculul puterii pierdute în materialul magnetic moale (terfenol) se face cu formula indicată

în relaţia (42), în care V - volumul materialului şi f - frecvenţa de lucru:

4810terP V f (42)

La calculul volumului materialului magnetic de terfenol trebuie considerată adâncimea de pătrundere a câmpului:

23

2 terter

ter

(43)

La frecvenţa 1f kHz , adâncimea de pătrundere a câmpului în terfenol este:

8

37

2 2 60 10 4 10 2 1000 4 10 10

terter

ter

m

(44)

Rezultă volumul de material din terfenol se calculează cu relaţia (45):

2 2

9 5 3(13 5 ) 200 10 2,3 10 4terV m

(45)

Pierderile din material sunt calculate ale materialului de terfenol este:

6 34810 4810 23 10 10 111 terP V f W (46)

Reactanţa barei din terfenol este:

62 3 2 10

2 2 111 6,3 10 /2 10 7,5 10

terT

T

PX A Wb

(47)

7.5.2. Reactanţa materialului feromagnetic.

Fluxul magnetic care străbate materialul feromagnetic este acelaşi flux care trece prin

materialul magnetostrictiv:

692 10 F ter Wb (48)

Inducţia în materialul feromagnetic rezultă din relaţia (49):

6

6

92 10 0,45 6,5 10 10

F FF

F

B TA r h

(49)

Din graficul pierderilor specifice în funcţie de inducţie din [1], rezultă:

0, 4 /Fep W Kg (50)

F Fe FeP p M (51)

2 2

6

(40 13 ) 10 7,8 0,0874 10Fe Fe FeM V Kg

(52)

unde 6 37,810Fe

Kgmm

.

Pierderea totălă în materialul feromagnetic se calculează cu relaţia:

24

0, 4 0,087 0,035 F Fe FeP p M W (53)

Reactanţa feromagnetică respectivă este:

32 6 2

2 2 0,035 1,3 10 /2 1000 (92 10 )

FF

PX A Wb

(54)

8. Calculul încălzirii bobinei actuatorului magnetostrictiv.

Bobina excitată în curent continuu, aşezată pe un miez feromagnetic, transferă căldură către miezul feromagnetic. Din bilanţul puterilor dezvoltate şi evacuate rezultă supratemperatura medie a bobinei:

2

2 m

R IL l

(55)

unde: R - rezistenţa conductorului; d - diametrul conductorului; mL - lungimea spirei medii a bobinei.

Aria activă de material conductor, obţinută la secţionarea în lung a bobinei este:

2 / 4 uN d f l n (56)

unde: N - numărul de spire al bobinei; uf - factorul de umplere; n - grosimea bobinei.

Rezistenţa bobinei se obţine ţinând seama de relaţia:

2

2

4 m m

u

N L N LRd f l n

(57)

Această valoare se introduce în relaţia şi se obţine supratemperatura:

2

2 u

NIf n l

(60)

În regim intermitent, dacă se notează: lt - durata de lucru; pt - durata de pauză; l pT t t - perioada, se numeşte durată relativă de conectare:

25

lc

tDT

(61)

iar curentul echivalent rezultă din relaţia:

2 2cc lI T I t , respectiv 2 2

cc cI I D În aceste condiţii supratemperatura medie a bobinei este:

2

2c

u

D N If n l

(62)

Supratemperatura se calculeaza cu formula de mai sus [6,7]:

2

2 12 ( )c

u

D N If R R l

(63)

unde: m 610018,0 - rezistivitatea conductorului de cupru; - coeficientul de temperatură al rezistivităţii (sau transmisivitatea globala a caldurii ,

pentru cazul unei bobine cilindrice) se poate considera :

grdmW210 ;

32 1 8,5 10n R R m - grosimea bobinei;

cD – durata de conectare, =1 0.2 cD (în situaţii extreme); N - numărul de spire, 1000...3000...4000N ( pentru cele trei prize); ][AI - curentul absorbit de bobină , ][ml - lungimea bobinei ( 0,18l m în cazul bobinei actuatorului);

)(

412

2

RRl

Nd

fu

- factorul de umplere al bobinei.

Tab. 6.

N[spire] 1000 3000 4000 I[A] ~18 ~5 ~4

uf 0,543 0,163 0,2173

[ C0 ] 96 65 52

26

9. Calculul parametrilor de actuaţie.

9.1. Coeficientul de magnetostricţiune.

Ll

(64)

unde: mml 015,0 - extensia miezului în urma efectului magnetostrictiv (determinat în urma

experimentului în curent continuu la 100V); mL 2,0 - lungimea miezului magnetostrictiv din Terfenol D.

3

3

10075,02,010015,0

(65)

9.2. Estimarea forţei de actuaţie.

ATFa (66) unde:

28T Mpa )1028( 26

mN

- efort la tracţiune din caracteristicile materialului magnetostrictiv;

)1066,132( 26 mA - secţiunea miezului magnetostrictiv. NFa 3696101321028 66 .

10. Calculul deformaţiei totale a resortului antagonist elicoidal folosit la pretensionarea actuatorului magnetostrictiv.

Formula de calcul a deformaţiei a unui arc elicoidal, [19], este:

3

4

64 P R nfG d

(67)

unde,

f - deformaţia totală (săgeată) a arcului elicoidal; P - sarcina deformantă; R - raza medie a arcului; n - numărul de spire ale arcului; G - modulul de elasticitate transversal; d - diametrul spirei arcului.

Rezultă formula sarcinii de deformare totală a arcului antagonist elicoidal al actuatorului

27

magnetostrictiv:

4 5 4

3 3

3 8 10 0,8 45,07964 64 4, 4 4f G dP Kgf

R n

(68)

iar,

6 2 5 20,385 0,385 2,1 10 / 8 10 /G E Kgf cm kgf cm (69) unde 6 22,1 10 /E Kgf cm - modulul de elasticitate longitudinal pentru OLC, [18].

Fig. 19. Structura arcului antagonist elicoidal al actuatorului magnetostrictiv înainte de deformare.

Fig. 20. Caracteristica experimentală, respective calculata a deformării resortului antagonist al actuatorului magnetostrictiv folosit la pretensionare.

28

11. Sursa specifică pentru acţionarea actuatorilor magnetostrictivi.

În schema electronică a sursei specifice de activare a actuatorilor magnetostrictivi, figura 21, se pot observa următoarele blocuri funcţionale componente: Sursă de tensiune continuă, de 15 ccV ; Sursă de tensiune continuă, de 5 ccV ; Bloc separator, interfaţă optică; Controller-ul DRV101T de forme de undă PWM; Driver-ul etajului final, bufferul IGBT; Etajul final de putere, realizat cu două tranzistoare IGBT, IRG4PH40KDPbF; Sursă externă de tensiune continuă tip 4102 M pentru alimentarea etajului final de putere; Generatorul de funcţii extern, tip KZ 1404 A.

În figura 22, se prezintă schema electronică detaliată a surselor interne de tensiune continuă

pozitivă de 5 ccV , respectiv 15 ccV .

Fig. 21. Schema electronică detaliată a sursei specifice de activare a actuatorilor magnetostrictivi.

29

11.1. Modul de funcţionare al sursei de activare a actuatorilor magnetostrictivi.

Întreaga aplicaţie a cărei schemă detaliată este redată în figura 22, este centrată pe utilizarea controller-ului de forme de undă PWM, DRV101T, fabricat de către firma Burr-Brown & Texas Instruments. Sursa specifică realizată în cadrul departamentului D1.10 al institutului INCDIE ICPE-CA, prezintă unele particularităţi, pe care le vom prezenta în cele ce urmează:

a) În primul rând, se observă în figura 21, modul diferit de alimentare cu tensiune continuă, a etajului final de putere, respectiv a controllerului şi driverului. Astfel, etajul final de putere este alimentat de către o sursă externă de tensiune continuă tip 4102 M, iar controllerul de forme de undă PWM şi circuitele electronice aferente sunt alimentate de către o sursă de tensiune continuă stabilizată internă de 15 ccV . Acest mod specific de alimentare cu tensiune continuă permite utilizatorului conectarea oricăror dispozitive de tip actuator magnetostrictiv, singura limitare fiind dată de tensiunea drenă-sursă a tranzistoarelor IGBT, IRG4PH40KDPbF, respectiv curentul de drenă a acestuia, ID. În cazul nostru, curentul maxim care poate circula prin actuatorul magnetostrictiv ar putea fi de 4max AI A, atunci când tensiunea vârf la vârf maximă este de 100max U V.

b) Dacă pe intrarea circuitului DRV101T, pin 1, figura 21, se aplică un semnal dreptunghiular, cu amplitudinea 5 dU V şi frecvenţa variabilă, 1 250f Hz Hz , de la un generator de funcţii extern, tip KZ 1404°, actuatorul magnetostrictiv a cărui bobină se va comporta în modul oscilant, adică echipamentul mobil al actuatorului va realiza o mişcare liniară şi periodic alternativă, de aceeaşi frecvenţă.

c) Între grila tranzistoarelor de putere IGBT (comandate cu impulsuri de tensiune) IRG4PH40KDPbF şi iesirea controllerului, DRV101T (pinul 6), figura 21, se plasează în etaj buffer IGBT realizat cu tranzistoarele complementare BD 139 şi BD 140, respectiv tranzistorul IGBT T3G7N60C3 şi componentele aferente.

d) În regimul „actuator liniar”, pe intrarea controllerului, pinul 1, figura 21, se aplică un semnal „1” logic, în logica TTL. Numai în acest caz actuatorul magnetostrictiv poate lucra în „modul liniar”, iar factorul de umplere al tensiunii de comandă, aplicată pe grila IGBT-ului este variabil, în limitele 5% 90%k , frecvenţa este constantă, 24 f kHz . Se observă că acest semnal „1” logic TTL se aplică intrării microcontrolerului prin intermediul unei interfeţe optice, realizată cu un optocuplor TTL, tip HCPL 2630.

Se precizează că sursele de tensiune continuă stabilizată de 15 ccV , respectiv 5 ccV , ale

căror scheme electronice sunt redate în figura 22, sunt aplicaţii ale stabilizatoarelor integrate de tensiune pozitivă 7815, negativă 7915, respectiv pozitivă TTL, 7805.De asemenea, se observă în figura 24, că etajul final de putere, este răcit forţat cu ajutorul a două miniventilatoare. Sursa specifică este pregatită să activeze simultan doi actuatori magnetostrictivi. În cazul în care apare necesitatea funcţionării în modul „defazat în timp” a celor două actuatoare, există posibilitatea controlului fazei pentru unul dintre actuatoare.

30

Fig. 22. Schema electronică detaliată a surselor interne de tensiune continuă pozitivă de 5 ccV , respectiv 15 ccV .

Fig. 23. Controllerul realizat cu circuitul integrat DRV 101T, realizare practică.

Fig. 24. Etajul final de putere, realizare practică.

31

Fig. 25. Forma de undă de la ieşirea etajului final de putere.

Fig. 26. Sursa specifică de activare a actuatorilor magnetostrictivi, realizare practică.

12. Experimente ale actuatorilor magnetostrictivi folosiţi la detensionarea tablelor metalic.

În cadrul contractului 21-059/2007 intitulat „Cecetări privind realizarea de tehnologii ecologice pe baza vibraţiilor induse magnetostrictiv în vederea reducerii consumurilor energetice ce au ca efect încălzirea”, cu institul de cercetări ICMET Craiova, au fost efectuate primele experimente ale actuatorului magnetostrictiv pentru detensionarea tablelor. În figura 27, este prezentat actuatorul magnetostrictiv folosit la experiment, iar în figura 28, este prezentat sistemul de cuplaj mecanic pentru relevarea tensiunii mecanice a materialului.

32

Experimentul de la Craiova mai cuprinde: caracteristicile curent în functie de frecvenţă la tensiune constantă (figura 29), caracteristica de caracterizarea prin monitorizarea acceleraţiei vibraţiei curent în functie de tensiune la frecvenţă constantă (figura 30) şi sistemul de monitorizare a vibraţiilor actuatorului (figura 31).

Fig. 27. Actuatorul magnetostrictiv de vibraţii.

Fig. 28. Sistemul de cuplaj mecanic pentru relevarea tensiunii mecanice a materialului.

33

Fig. 29. Caracteristica curent în funcţie de frecvenţă la tensiune constantă.

Fig. 30. Caracteristica de caracterizarea prin monitorizarea acceleraţiei vibraţiei.

Prin experimentele iniţiale se urmăreşte optimizarea actuatorului şi finalizarea sistemului de monitorizare a comportării materialului la diferite regimuri de vibraţii create de actuatorul magnetostrictiv (figura 28).

34

Fig. 31. Sistemul de monitorizare a vibraţiilor actuatorului magnetostrictiv.

Experimentele din cadrul Departamentului D 1.10 din cadrul institutului INCDIE ICPE-CA, cuprind: realizarea standului de măsurare a deplasărilor actuatorului în figura 32 şi 33 , a caracteristicilor privind deplasarea miezului magnetostrictiv în funcţie de diferite valori ale forţei de pretensionare mecanică, la diferite valori ale tensiunii de alimentare şi la diferite prize ale bobinei acestuia (vezi figurile 34 – 37), a formelor de undă ale tensiunii aplicate la diferite valori ale coeficientului de umplere (figurile 38 – 44), precum şi a imaginilor termice ale actuatorului în timpul funcţionării acestuia.

Fig. 32. Standul de măsurare a deplasărilor miezului din terfenol al actuatorului magnetostrictiv.

35

Fig. 33. Standandul mai cuprinde: sursa de activare a actuatorului, generatorul de funcţii, generatorul de frecvenţă şi osciloscopul digital

de vizionare a formelor de undă ale tensiunii aplicate.

Fig. 34. Deplasarea miezului magnetostrictiv in functie de forta de pretensionare, pentru priza 1-2 a actuatorului magnetostrictiv (U=24V si f=1Hz).

36



37


Pentru a obţine forţe ale actuatorului magnetostrictiv cât mai mari, trebuie să stabilim

condiţiile optime de lucru pentru acesta. Se observă, că parametrii de lucru sunt antagonişti (vezi Anexa 3 şi 4). Astfel rezistenţa în curent continuu trebuie să fie cât mai mare pentru a creşte curentul prin înfăşurări. Dar solenaţia înfăşurării o putem creşte, nu numai pe seama creşterii secţiunii înfăşurării, întru-cât cresc şi pierderile Joule cu pătratul curentului; soluţia este una de compromis, în a mări atât numărul de spire, cât şi secţiunea conductorului înfăşurării. Pentru a diminua pierderile Joule, recurgem la un artificiu electronic, astfel mărind amplitudinea vârf la vârf a tensiunii cu formă de undă dreptunghiulară, cu care alimentăm actuatorul şi micşorând corespunzător factorul de umplere. În figurile 38 – 44, exemplificăm acest studiu, pentru diferiţe factori de umplere a tensiunii (vezi Anexa 4).

Fig. 38. Forma de undă a tensiunii aplicată actuatorului, cu factor de umplere k= 10%.

38



39



40


Fig. 44. Forma de undă a tensiunii aplicat actuatorului, cu factor de umplere k= 50%.

Profilul termic al actuatorului magnetostrictiv, în jurul miezului realizat pentru un factor de

umplere al tensiunii ( 10 %k ), vine să confirme rezultatele experimentale anterioare. Se observă că pe axa absciselor, avem un maxim de aproximativ 46 C (figurile 45, respectiv 46) ; urmărind

41

profilul termic pe axa ordonatelor, se regăseşte aceeaşi valoare în zona respectivă. Echipamentul cu care s-a realizat profilul termic al actuatorului magnetostrictiv este o camera de termoviziune in infraroşu, Fluke Ti 20.

Fig. 45. Profilul termic al actuatorului în zona miezului magnetostrictiv pentru factorul de umplere k=10%.

42

Fig. 46. Valorile termice pe axa absiciselor, respectiv ordonatelor, în zona respectivă a miezului magnetostrictiv pentru factorul de umplere k=10%.

43

Fig. 47. Profilul termic al actuatorului magnetostrictiv în zona fantelor de răcire.

Fig. 48. Profilul termic al miezului de terfenol al actuatorului magnetostrictiv.

44

Fig. 49. Valorile termice pe axa absiciselor, respectiv ordonatelor, în zona fantelor de răcire ale actuatorului magnetostrictiv.

45

13. Concluzii.

1. S-a proiectat, realizat şi testat un actuator magnetostrictiv pentru detensionarea tablelor metalice prin vibraţii.

2. Calculul parametrilor funcţionali are la bază schema echivalentă a circuitului magnetic al actuatorului.

3. S-a realizat un stand de măsură care include şi sursa de activare a actuatorului magnetostrictiv în c.c./c.a.

4. Profilul termic al actuatorului magnetostrictiv a fost relevat cu ajutorul unei camere de termoviziune în infraroşu (Fluke Ti 20).

5. Rezultatele determinărilor experimentale concordă cu parametrii funcţionali proiectaţi.

6. Cercetarea se înscrie în preocupările mondiale actuale din domeniul actuatorilor magnetostrictivi.

46

Anexa 1.

Caracteristicile şi parametrii materialului Terfenol-D Etrema.

CARACTERISTICI MECANICE: Densitate

39250 /kg m

Modulul lui Young 23- 35 GPa Viteza sunetului 1640 -1940 /m s Efortul la tracţiune 28 MPa Efortul la compresie 700 MPa

CARACTERISTICI TERMICE: Coeficientul de dilatare termică 12 ppm/ C Caldura specifică 0,35 /kJ Kg K Conductivitate termică 10,6 /W m K

CARACTERISTICI ELECTRICE: Rezistivitate -860 10 x m Temperatura Curie 380o C

CARACTERISTICI MAGNETOSTRICTIVE: Capacitatea de deformare 800 -1200 ppm Densitatea de energie

314 - 25 /kJ m

47

CARACTERISTICI MAGNETOMECANICE: Permeabilitatea relativă 3 -10 Factor de cuplare 0,75

COMPOZIŢIA STOECHIOMETRICĂ STANDARD: 0,3 0,7 1,9-1,95Tb Dy Fe

PERPENDICULARITATEA LA CAPETE: 1/4

TOLERANŢELE LA PRELUCRAREA DIAMETRULUI:

2-25 mm 0,05 mm26-68 mm 0,08 mm

TOLERANŢELE LA PRELUCRAREA LUNGIMII:

6-50 mm 0,05 mm51-100 mm 0,08 mm101-150 mm 0,1 mm151-200 mm 0,13 mm201-250 mm 0,15 mm

48

Anexa 2.

Fig. 2.1. Suport bobină de magnetizaţie.

Fig. 2.2. Miez magnetostrictiv.

49

Fig. 2.3. Amortizor elastic (cauciuc sau resort).

Fig. 2.4. Disc de cuplaj (duraluminiu).

Fig. 2.5. Placă de precompresiune.

50

Fig. 2.6. Magnet permanent ALNICO pentru premagnetizare.

Fig. 2.7. Placă suport.

51

Anexa 3.

Tabelulul cu valorile măsurate ale rezistenţei, inductivităţii şi impedanţei actuatorului magnetostrictiv, atât la funcţionarea în c.c., cât şi în c.a.

Anexa 4.

2 / ...................20 /A V div ms div ; 10 f Hz ;

100[%]kT

.

U[V] f[Hz] k[%] F[N] I[A]I d[mm] Priza bobina 24V 10Hz 10% 100N 0,717A 0,01 1-2 24V 10Hz 15% 100N 0,82A 0,011 1-2 24V 10Hz 20% 100N 0,985A 0,013 1-2 24V 10Hz 25% 100N 1,052A 0,017 1-2 24V 10Hz 30% 100N 1,108A 0,025 1-2 24V 10Hz 40% 100N 1,159A 0,026 1-2 24V 10Hz 50% 100N 1,167A 0,031 1-2

52

Bibliografie: [1] Mocanu C. I., “Teoria cimpului electromagnetic”, Editura Didactică şi Pedagogică,

Bucureşti,1981. [2] Antoniu I.S., “Bazele electrotehnicii”, Vol I, II, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti,

1974. [3] Raduleţ R., “Bazele teoretice ale electrotehnicii”, Vol. I-IV, Litografia Învăţământului,

Bucureşti, 1955. [4] Mîndru Gh., Rădulescu M.M., “Analiza numerică a câmpului electromagnetic”, Editura

Dacia, Cluj-Napoca, 1986. [5] Bozorth R.M., ”Ferromagnetism”, 2nd , EdituraVan Nostrand, New York, 1951. [6] Hortopan Gh., “Aparate electrice”, Editura Tehnică, Bucureşti, 1984. [7] Hortopan Gh., Truşcă V., ş.a., “Aparate electrice de comutaţie. Tehnica fenomenelor

rapide”, Editura Tehnică, Bucureşti, 1985. [8] Hortopan Gh., Panaite V., Titz G., ş.a., “Probleme de aparate electrice”, Editura Didactică şi

Pedagogică, Bucureşti, 1976. [9] Bushko D., Goldie J., ”High performance Magnetostrictive Actuators”, IEEE AES Systems

Magazine, November 1991. [10] Roters H., „Electromagnetic Devices”, London, John Wiley and Sons, 1963. [11] Claeyssen F., Lhermet N., Le Letty R., ”State of the art in the field of magnetostrictive

actuators”, JASA, 89(3), 1991, pp. 1231 – 1239. [12] Moffett M.B., “Characterization of Terfenol–D for magnetostrictive transducers”, JASA,

89(3), 1991, pp.1448-1455. [13] Suciu I., “Electromagneţi”, Editura Tehnică, Bucureşti, 1994. [14] Body Christophe, “Modelisation des couches minces magnetostrictives. Application aux

microsystemes”, These , L’Institut National Polytechnique de Grenoble, 30 avril 1996. [15] Liubcik M.A., ”Electromagneţi. Calcul de proiectare”, Editura Tehnică, Bucureşti, 1963. [16] Terfenol-D, Prospectul firmei Johnson Matthey. [17] Claeyssen F., ”Design and building of low frequency sonar transducer based on Rare Earth

Iron magnetostrictive Alloys”, Doct.Thesis, Editura Defence Research Inform. Cent (HSMO. MoD. London), 1989.

[18] Traian Demian, Elemente constructive de mecanică fină, Editura Didactică şi Pedagogică,

Bucureşti, 1980, pp. 82.

53

[19] Mihai Tripa, Rezistenţa materialelor, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1967, pp. 105, 118.

[20] Clark, A. E. Ferromagnetic Materials, Vol. 1, Editura Wolfhart, E.P. (Amsterdam: North-

Holland), pp. 531. [21] G. Engdahl Kungliga Tekniska Högskolan, Stockholm, Sweden, Design procedures for

optimal use of giant magnetostrictive materials in magnetostrictive actuators applications, ACTUATOR 2002, 8th International Conference on New Actuators, 10-12 June 2002, Bremen, Germany, pp. 554-557.

[22] D. Bruce Montgomery “Solenoid Magnet Design, The Magnetic and Mechanical Aspects of

Resistive and Super-conducting Systems”, WILEY-INTERSCIENCE a Division of John Wiley & Sons New York • London • Sydney • Toronto, Library of Congress Catalog Card Number: 69-19096, SBN 471 614203 Printed in the United States of America, pp. 3-12.

[23] M. Ignat, ”Actuatori electromecanici neconvenţionali”, Editura Electra, 2004, pp.3-23. [24] W.Lei, Y. Fuh Gwo, ”Structural Vibration Energy Harvesting by Magnetostrictive Materials

(MsM)”, The Proceedings of 4Th China-Japan-US Symposium on Structural Control and Monitoring, oct.16-17, 2006, pp.26- 34.

[25] S. Valadkan, K. Morris, A. Khasepour, „Review and comparison of Hysterezis Models for

Magnetostrictive Mterials”, Journal of Intelligent Material, Systems and Structures, July, 2008, pp.1-12.

[26] F. Stillesso, G. Engdahl, ”Design Manufacturing and experimental evaluation of a

magnetostrictive actuator for active vibration control and damage analysis”, IEEE Transaction Magnectics, Vol.35, No.5, 1999, pp.3952 -3955.

[27] Sh. Jonn, J. Sirohi, G. Wang, ”Comparison of Piezoelectric Magnetostrictive and

Electrostrictive Hybrid Hydraulic Actuators”, IEEE Transaction Magnectics, Vol. 42, No. 6, 2005, pp. 1245 -1252.

[28] S. J. Moon, Ch. W. Lim, B. Kim, Y. Park, ”Vibration Control of a bean using, Linear

magnetostrictive actuators”, Smart Structures and Material 2008, Proceedings SPIE ol. 5760, pp. 341- 348.

[29] Gheorghe Hortopan, „Probleme de aparate electrice”, Editura Didactică şi Pedagogică,

Bucureşti, 1982. [30] H. T. Savage, A.E. Clarck, J. M. Powers, „Magnetomechanical coupling and DE effect in

highly magnetostrictive rare earth-iron alloys”, IEE Trans. Magn., Vol. 11, No. 5, Sept. 1975, pp. 1355-1357.

[31] P. Lorrain, D. R. Corson, „Champ et ondes electromagnetiques”, Armand Colin, coll. U, 1992.

proiect final dizertatie_ actuatori magnetostrictivi_6.02.2009

Documents