基于溫濕度模型的促動器防積水機理與實驗

戚 舉 鵬，　金 惠 良，　葉 　 騫

( 上海交通大學 機械與動力工程學院, 上?！?00240 )

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基于溫濕度模型的促動器防積水機理與實驗

戚 舉 鵬，金 惠 良*，葉 騫

( 上海交通大學 機械與動力工程學院, 上海200240 )

為提高促動器在戶外使用的可靠性，需要研究促動器防積水策略．根據(jù)促動器的結構和傳熱學原理，建立促動器內氣體的溫濕度模型，實現(xiàn)了促動器內氣體溫濕度的在線計算．通過模擬計算值與實驗測量值的對比，對溫濕度模型進行驗證，并分析了促動器內部積水的原因．根據(jù)溫濕度模型計算結果，提出了用防水透氣閥解決促動器內部積水問題的方案，并進行了實驗對比．

促動器；呼吸作用；吸水效應；溫濕度模型

0　引　言

目前國內外先進的大型射電望遠鏡都裝備了主動面系統(tǒng)，以提高其主反射面的面型精度．射電望遠鏡專用促動器是主動面系統(tǒng)的關鍵設備．促動器密封殼體內置有步進電機、驅動控制器、編碼器等精密電子設備，且其分布于天線面板的下方，維修不便，處于露天工作時，就要求其具有良好的可靠性和防水防塵性．由于室外溫度和電機工作狀態(tài)的變化，促動器內濕空氣的飽和狀態(tài)也隨之變化，在低溫環(huán)境下，空氣中的水蒸氣可能會過飽和而凝露[1-3]，影響促動器使用．在工廠化的大規(guī)模生產時，并不能保證每一臺促動器的完全密封，這就產生了“呼吸作用”和“吸水效應”[1-3]，長此以往將導致促動器內部積水．而那些密封效果好的促動器，隨著外界溫度的變化，會在箱體內形成正負壓力，長時間的內外壓差作用，會使箱體的密封效果變差，同時產生“呼吸作用”和“吸水效應”，造成促動器內部積水，最終導致促動器故障．目前國內對密閉箱體防呼吸凝露的研究主要集中在結構設計和方案的應用層面上，很少有關于密閉箱體內溫濕度的模擬計算研究及動態(tài)仿真．本文通過促動器內溫濕度測量實驗，根據(jù)傳熱學原理，建立促動器內溫濕度模型，以模擬促動器內部氣體的溫濕度隨環(huán)境溫濕度變化的動態(tài)過程，在此基礎上分析促動器內部積水的原因，并通過溫濕度模型的仿真計算，驗證防水透氣閥對于預防促動器內部積水的積極作用，并與戶外實驗結果進行對比．

1　促動器內溫濕度模型的建立

本文以促動器內氣體為研究對象，采用集總參數(shù)法[2,4-8]建立促動器內溫濕度模型，為了簡化計算，現(xiàn)作如下假設：

(1)促動器內氣體為理想氣體；

(2)促動器內溫度、壓力、密度和濕度分布均勻；

(3)促動器外殼溫度分布均勻；

(4)步進電機發(fā)熱模型簡化為恒功率的發(fā)熱源．

基于上述假設，可對促動器熱模型進行簡化，得到促動器熱模型結構，如圖1所示．

促動器內外氣體的流動滿足連續(xù)性方程：

(1)

促動器殼體內外的換熱差等于殼體熱力學能的變化量：

(2)

促動器內氣體滿足理想氣體狀態(tài)方程：

pV=mairRTair

(3)

圖1　促動器熱模型結構

由式(3)微分得

(4)

促動器內氣體滿足能量方程：

Q2+cpTfqm-pdVdt+q.=ddt(cVmairTair)

(5)

殼體內外表面的傳熱量滿足傳熱方程：

(6)

促動器批量生產時，少數(shù)促動器會出現(xiàn)泄漏，且泄漏存在個體差異，但泄漏微孔面積的量級相差不大．促動器的微孔泄漏可以看成促動器表面有等效過流面積為Aj的節(jié)流孔，節(jié)流孔處的流量方程：

(7)

相對濕度等于氣體中水蒸氣氣壓和當前溫度飽和蒸汽壓之比：

φ=pw/ps

(8)

當前溫度的飽和蒸汽壓由擬合公式求得：

(9)

綜上，促動器內溫濕度模型為

dTairdt=cVTairdmairdt-h2A(TAl-Tair)-cpTfdmairdt-q.cVmair

(10)

2　模型的參數(shù)識別與實驗驗證

促動器內溫濕度的動態(tài)仿真，需要知道溫濕度模型中的各個參數(shù)值．促動器的參數(shù)、鋁合金的參數(shù)和氣體的各個參數(shù)都是已知的，還需要識別促動器內空腔的體積、促動器內外表面的換熱系數(shù)和表面等效過流面積．以下介紹這些參數(shù)的識別實驗和溫濕度模型的實驗驗證．

2.1促動器內空腔體積的識別

圖2所示為促動器的三維模型，首先通過質量屬性查看促動器三維模型的總體積V1，然后將促動器內空腔填滿重新建立促動器模型，此時模型的總體積為V2，空腔的體積通過Solidworks仿真得出當絲杠處于零位時，促動器內空腔的總體積為1 412.97 cm3．

V=V2-V1

圖2　促動器三維模型

2.2促動器內外表面換熱系數(shù)的識別

促動器內四周存在阻礙流體流動的壁面，流動不可以充分展開，且促動器內部氣體沒有形成穩(wěn)定的流動，故促動器內壁和內部氣體的換熱屬于自然對流換熱．它的強度取決于流體在固體表面的流動狀態(tài)及其發(fā)展情況,而這些又與流體流動的空間和換熱表面的形狀、尺寸、表面與流體之間的溫差、流體的種類與物性參數(shù)等許多因素有關，一般可以根據(jù)經(jīng)驗公式和實驗去擬合其隨換熱系數(shù)的變化．

根據(jù)傳熱學原理，自然對流換熱準則方程為

(11)

(12)

式中：Nu表示努塞爾數(shù)；Gr表示格拉曉夫數(shù)；Pr表示普朗特數(shù)；L表示特征尺寸；h表示對流換熱系數(shù)；λ表示空氣導熱系數(shù)；g表示重力加速度；α表示氣體膨脹系數(shù)；ν表示流體黏度；ΔT表示促動器壁面溫度與流體表面溫度之差．

對于自然對流換熱，利用工程中比較常用的關聯(lián)公式：

Nu=0.59(Gr·Pr)1/4； 104≤Gr≤109

(13)

Nu=0.10(Gr·Pr)1/3；Gr>109

(14)

當促動器內氣體處于換熱平衡時，如圖3所示，氣體能量方程為

A(T0-T)1h1+δλ+1h2=q.

(15)

圖3　促動器表面換熱模型

式(15)中h1和h2均是時間的常數(shù)，促動器內表面的換熱系數(shù)比較復雜，故采用常用的關聯(lián)公式進行計算，而促動器外表面的換熱系數(shù)和外界環(huán)境有關，在實際工作中應根據(jù)外界環(huán)境的變化進行識別，本文中促動器置于室內，對流換熱系數(shù)變化不是很明顯，故可以看成某固定值．

根據(jù)上式設計如下表面換熱系數(shù)識別實驗：

(1)T型熱電偶通過螺紋孔裝入促動器內部，測量內部氣體的溫度；

(2)將處于待機狀態(tài)的促動器置于恒溫恒濕箱內，并設置恒溫恒濕箱溫度為30 ℃；

(3)通過熱電偶測量促動器內部溫度變化，并得出終溫為33 ℃．

促動器內步進電機的待機功率為2 W，促動器內表面的換熱為自然對流換熱，h2根據(jù)式(11)～(14)計算, 將上述值代入式(15)，得到在實驗室環(huán)境下h1為10.45 W/(m2·K)．

2.3促動器表面等效過流面積識別

由式(3)可得，當促動器內氣體溫度不變時，氣體狀態(tài)方程為

本文根據(jù)式(10)和(13)設計等效過流面積識別實驗：

(1)壓力傳感器PSE54通過螺紋孔裝入促動器內部，測量內部氣體的壓力；

(2)將促動器置于恒溫恒濕箱內，設置其溫度為20 ℃，并向促動器內部充氣，使其內部壓力變?yōu)?.15 MPa；

(3)通過壓力傳感器測量促動器內部壓力變化，并記下其壓力與外界平衡所需的時間t=7.802 3×104s．

通過促動器內壓力隨時間變化的曲線，識別出促動器表面等效過流面積Aj為1.75×10-11m2，在此節(jié)流面積下壓力仿真曲線見圖4．

圖4　壓力曲線

2.4促動器內溫濕度模型的實驗驗證

促動器的參數(shù)、鋁合金的參數(shù)和空氣的各個參數(shù)都是已知的，將這些參數(shù)代入泄漏促動器內溫濕度模型，就可以通過MATLAB模擬促動器內溫濕度隨著外界環(huán)境的變化，并和實驗測量的結果進行對比，從而驗證溫濕度模型．

本文通過恒溫恒濕箱模擬外界溫濕度的變化，促動器初始溫度為15 ℃，設置恒溫恒濕箱溫度為30 ℃，促動器內氣體溫度恒定后，重新設置恒溫恒濕箱溫度為15 ℃，直到促動器內氣體溫度再一次達到穩(wěn)定，用T型熱電偶和MH1500LF濕度傳感器分別測量期間促動器內部氣體的溫度和相對濕度的變化，T型熱電偶精度±1 K，MH1500LF濕度傳感器精度±5%，溫濕度測量平臺如圖5所示．實驗結果與模擬計算的結果如圖6所示．

圖5　溫濕度測量平臺

(a) 促動器內溫度

(b) 促動器內濕度

圖6仿真與實驗結果對比

Fig.6Comparison of simulation and experimental results

可以看出溫度模擬計算的誤差較小，絕對誤差在2 K以內；濕度傳感器的精度不高，只有±5%，但濕度仿真的結果(其隨時間變化趨勢)和實驗測量結果也基本吻合，絕對誤差在7%以內．由上述結果可知，該溫濕度模型可以模擬計算促動器內溫濕度隨環(huán)境的變化，該模型可以用來探究促動器內部積水的機理．

3　防水透氣閥防水機理與對比實驗

3.1防水透氣閥的防水機理仿真

根據(jù)密封箱體內積水成因和溫濕度模型的分析，選定用防水透氣閥解決促動器內的積水問題．如圖7所示，防水透氣閥主要由防水透氣膜、屏蔽網(wǎng)、安裝螺紋和密封圈組成．透氣閥的核心器件是防水透氣膜——帶有數(shù)億個微孔的膨體聚四氟乙烯薄膜(e-PTFE)．這種微觀網(wǎng)狀結構的微孔直徑在0.1～3.0 μm，是灰塵和水滴的1/1 000，是水分子的700多倍，可以達到IP68的防水標準，使得空氣很容易穿透薄膜，同時阻止液態(tài)水和其他微小的塵埃顆粒進入促動器內．

圖7　防水透氣閥結構

防水透氣閥的流量特性和內外壓差成正比：

qm=6.025×10-8×(p-p0)

(16)

式中：p表示促動器內氣體壓力，p0表示外界大氣壓．

將式(16)代入促動器溫濕度模型式(10)即可得到裝有防水透氣閥促動器內氣體的溫濕度模型．

本文通過溫濕度模型模擬計算防水透氣閥的作用效果，并與未裝防水透氣閥的促動器進行對比，結果如圖8所示．圖8(a)表示促動器初始溫度為30 ℃、初始濕度為60%、外界溫度為20 ℃，促動器內濕度的變化情況，可以看出隨著外界溫度的降低，裝防水透氣閥和未裝防水透氣閥的促動器都會出現(xiàn)凝露現(xiàn)象，凝露量分別為1.28 mg和1.30 mg；圖8(b)表示上海某月戶外的天氣情況；圖8(c)表示促動器內部濕度的變化情況，可以看出隨著呼吸作用的進行，當外界相對濕度增大時，促動器內部濕度都增加，當外界濕度減小時，其內部濕度都減?。粓D8(d)表示促動器的初始溫度為30 ℃、初始濕度為60%、外界溫度為20 ℃，促動器內壓力的變化情況，可以看出隨著外界溫度的降低，裝防水透氣閥的促動器內部壓力基本保持不變，而未裝防水透氣閥的促動器內部壓力不斷減?。?/p>

(a) 凝露現(xiàn)象對比

(b) 戶外天氣變化

(c) 呼吸作用對比

(d) 吸水效應對比

圖8裝防水透氣閥與未裝防水透氣閥促動器效果對比

Fig.8Performance comparison of actuator with and without waterproof ventilated valve

3.2戶外對比實驗

為了驗證溫濕度模型戶外仿真結果和防水透氣閥對于防止促動器內部積水的積極作用，設計裝防水透氣閥促動器和未裝防水透氣閥促動器的戶外對比實驗，每種類型的促動器各4臺，整套實驗裝置包括促動器內溫濕度測量系統(tǒng)、環(huán)境溫濕度測量系統(tǒng)和8臺實驗促動器，圖9為實驗平臺實物圖．

(a) 溫濕度測量系統(tǒng)

(b) 環(huán)境監(jiān)測系統(tǒng)

為了驗證溫濕度模型能否在戶外條件下預測促動器內氣體溫濕度的變化，將戶外環(huán)境溫濕度代入促動器內溫濕度模型當中，預測促動器內氣體溫濕度的變化趨勢，并與實驗結果進行對比．圖10為實驗與仿真對比，圖10(a)為某天早上9點到晚上21點的戶外環(huán)境溫濕度；圖10(b)為溫度實驗測量結果與仿真結果對比圖，溫濕度模型可以很好地預測促動器內部氣體的溫度變化趨勢，絕對誤差在2 K以內；圖10(c)為濕度實驗測量結果與仿真結果對比圖，溫濕度模型可以很好地預測促動器內氣體的相對濕度，絕對誤差稍大，但也在5%以內．

促動器的戶外對比實驗由2015年6月28日開始進行．圖11為實驗測量結果的部分數(shù)據(jù)，圖11(a)為戶外環(huán)境監(jiān)測的溫濕度；圖11(b)為實驗測量的裝防水透氣閥和未裝防水透氣閥促動器內氣體的濕度，可以看出裝防水透氣閥促動器和未裝防水透氣閥促動器內氣體的相對濕度都會隨著“呼吸效應”進行出現(xiàn)上下變化，但是并沒有出現(xiàn)變大的趨勢，都在某個數(shù)值上下波動，這和基于促動器內溫濕度模型的仿真結果吻合；圖11(c)為裝防水透氣閥促動器實驗結果與仿真結果對比圖，從圖中可以看出促動器溫濕度模型可以很好地預測促動器內氣體相對濕度的變化趨勢．

(a) 環(huán)境溫濕度

(b) 溫度對比

(c) 濕度對比

圖10戶外實驗與仿真對比

Fig.10Outdoor experiment and simulation comparison

綜上，防水透氣閥并不能改善單次溫降引起的促動器內部氣體凝露，但凝露量很少，并不足以引起促動器故障，若要杜絕促動器內部發(fā)生凝露，就需要在促動器內部安裝加熱裝置，當通過模型預測到促動器內氣體濕度增加到一定值時，自動開啟加熱裝置，防止凝露的發(fā)生；裝防水透氣閥和未裝防水透氣閥的促動器內部濕度都沒有因為呼吸作用而顯著增加，當外界干燥時，其內部濕度減小，當外界潮濕時，其內部濕度增大，內部濕度處于動態(tài)平衡狀態(tài)，因此單純的呼吸作用并不會使促動器內部積水；裝防水透氣閥的促動器內壓力基本等于標準大氣壓，而未裝防水透氣閥的促動器內壓力會隨著外界溫度的變化而增大或者減小，長期的內外壓差就會影響促動器的密封效果，最終可能導致外界的水因內外壓差被壓入促動器內部形成積水；促動器內溫濕度模型可以較好地預測其內部氣體溫濕度的變化趨勢．

(a) 戶外環(huán)境

(b) 兩種促動器對比

(c) 實驗與仿真對比

圖11實驗結果

Fig.11Experimental results

4　結　語

本文結合理論與實驗數(shù)據(jù)的分析，建立了促動器內溫濕度模型．利用外界的壓力、溫度和濕度數(shù)據(jù)，模擬計算促動器內部氣體的溫濕度，并通過實驗驗證該模型可以模擬計算促動器內溫濕度隨環(huán)境的變化．根據(jù)模型仿真和相關文獻找到促動器內部積水的主要原因——長期的內外壓差影響促動器密封效果，最終導致吸水效應使促動器內部積水．

本文利用促動器內溫濕度模型，通過裝防水透氣閥和未裝防水透氣閥的促動器內濕度、溫度和壓力變化的對比，仿真了防水透氣閥對減少促動器內積水的作用，并通過裝防水透氣閥和未裝防水透氣閥促動器的戶外對比實驗與仿真結果交叉驗證．

呼吸效應對密封良好促動器密封效果的影響和防水透氣閥的作用效果優(yōu)于密封良好的促動器需要進一步的戶外實驗驗證．

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Experiment and waterproof mechanism of actuator based on temperature and humidity model

QIJu-peng,JINHui-liang*,YEQian

( School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China )

In order to improve the reliability of the actuator used outdoors, waterproof countermeasures of actuator are studied. According to the actuator′s structure and heat transfer theory, a temperature and humidity model for gas inside the actuator is established to achieve an online calculation of temperature and humidity of gas inside the actuator. By the comparison of the simulation value and experimental measurement of temperature and humidity, the temperature and humidity model is verified and the production reason of accumulated water inside the actuator is analyzed. According to the calculation results of the temperature and humidity model, the solution of installing waterproof ventilated valve to solve the problem of accumulated water inside the actuator is proposed, and experimental comparison is conducted.

actuator; respiration effect; sopping effect; temperature and humidity model

1000-8608(2016)05-0474-07

2015-09-06；

2016-05-16．

“九七三”國家重點基礎研究發(fā)展計劃資助項目(2015CB857100).

戚舉鵬(1991-)，男，碩士生，E-mail:W147258qjp@sjtu.edu.cn；金惠良*(1964-)，男，博士，副教授，E-mail:hljin@sjtu.edu.cn.

TH751

A

10.7511/dllgxb201605006