曳引電梯磁流變制動裝置的溫度特性研究

鄭祥盤　陳凱峰　陳淑梅

福州大學，福州，350116

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曳引電梯磁流變制動裝置的溫度特性研究

鄭祥盤陳凱峰陳淑梅

福州大學，福州，350116

針對現有曳引電梯使用的機械式制動器存在的運行沖擊大、噪聲大的缺點，設計了一種新型磁流變制動裝置。該裝置具有雙線圈結構，且考慮了有利于整體散熱的冷卻液流道，滿足電梯制動應具有的較大的制動力矩和良好散熱功能的要求。基于裝置的熱傳導過程數學模型，采用有限元法對裝置空載運行和緊急制動典型工況的溫度場進行數值仿真分析，研究采用水冷卻提高裝置散熱性能的有效性，揭示典型工況下裝置關鍵部位的溫度變化規律，并通過實驗方法驗證其是否處于合理的工作溫度范圍。仿真與實驗研究結果表明：在典型工況下，溫度對曳引電梯磁流變制動裝置的制動力學性能有較大影響，所設計的有效冷卻條件使裝置能滿足電梯運行工況要求。

曳引電梯；磁流變；制動器；溫度

0　引言

磁流變液是一種新型智能材料，主要由金屬軟磁性顆粒、基液和包覆在顆粒表面的穩定劑構成[1]。由于具有反應迅速、變化可逆、易于控制等特點，磁流變液在機械傳動、阻尼振動控制等領域得到越來越廣泛的研究與應用[2-3]。

現有曳引電梯制動裝置采用的是機電接觸式抱閘制動器，裝置存在振動沖擊大、噪聲大及安全保護不足的缺點，無法實現更高的乘運舒適性和安全要求，是電梯噪聲投訴、電梯故障與事故的主要根源之一[4]。采用基于磁流變技術的制動裝置具有工作噪聲小、制動平穩、響應速度快等優點，故若將基于磁流變效應產生制動力矩的制動裝置應用于曳引電梯，可望解決曳引電梯制動存在的上述問題。

然而，在高溫環境條件下磁流變液的流變效應下降、剪切應力變化不可控，甚至會因此導致裝置失效，這些因素限制了磁流變制動裝置的工程化與產業化。溫升問題對磁流變技術工程應用的影響研究越來越受到關注。Kavlicoglu等[5]設計了最大制動力矩為200Nm的多盤式磁流變制動器，并建立溫度模型通過仿真和實驗手段研究溫度對制動力矩的影響；Park等[6]采用以磁場、流場及溫度場有限元分析結果為基礎的優化方法設計了雙盤式結構磁流變制動器，并聯合滑模控制器對汽車模型的制動過程進行仿真分析，結果表明該制動器能快速地實現汽車防抱死功能；Jedryczka等[7]利用數值計算方法對研制的一種混合激勵的磁流變制動器進行了磁場、流場及溫度場的多場耦合分析；田祖織[8]采用數值計算方法研究了磁流變傳動裝置的溫度場分布規律及其對制動力矩的影響，并通過實驗發現溫度過高將減小磁流變液的剪切屈服應力，從而導致其傳動性能下降；陳松等[9]分析了溫度對磁流變液及其剪切應力的影響，并采用有限元法對傳動裝置工作時的溫度場進行了分析；王程[10]采用有限元方法對用于汽車的磁流變緩速器溫度場進行了研究，并采用實驗方法分析了溫升對裝置緩速性能的影響規律。

本文針對現有電梯使用的機械式制動器存在的缺點，設計了一種新型磁流變制動裝置應用于曳引電梯。

1　曳引電梯磁流變制動裝置的設計

1.1曳引電梯磁流變制動裝置的工作原理

曳引電梯制動裝置具有“零速抱閘”的特點，即在正常工作中，減速過程由電梯的速度控制系統來控制，而不是依賴制動器進行制動，但要保證緊急工況時制動電梯停止運行。

圖1為用于曳引電梯的圓柱式磁流變制動裝置結構原理簡圖。制動器的外殼體和轉盤作為極板，它們中間充滿磁流變液[6-8]。當線圈不通電時，在外殼體和轉盤中間的磁流變液保持其流動性能，不影響主軸的回轉運動，電梯正常運行；當線圈通電后，在空間產生磁場，磁流變液發生流變效應，鐵磁顆粒被磁化連接成鏈，磁流變液變成類固體。這時，轉盤轉動就要剪切這些“鐵鏈”，因而加大了轉動的阻力，起到了制動的作用，保證電梯可靠制停(即緊急制動)。

圖1　磁流變制動裝置結構示意圖

用于曳引電梯的磁流變制動器不同于傳統的制動裝置(依靠機械部件剛性摩擦消耗制動能量)，它以磁流變液作為制動工作介質，利用磁流變液在磁場下產生的黏度和剪切屈服應力來實現制動，電梯所需制動力矩的大小可以根據磁場的強度進行快速“柔和”控制。

1.2曳引電梯磁流變制動裝置的結構模型

設計用于曳引電梯的磁流變制動裝置主要由磁流變液、磁軛、線圈、隔磁環、制動軸、制動輪等組成，其特點是采用雙線圈結構保證磁流變液間隙具有較大的磁場強度以實現更大制動力矩，其結構如圖2所示。在電梯制動過程中磁流變制動器會產生大量的熱量，這會影響到它的持續工作。因此，除了選擇熱導率高的材料外，有必要采取一定的散熱措施。由于電梯工作時制動裝置功率較高，發熱量較大，選擇水冷的方式設計冷卻流道，建立簡單的冷卻系統，以保證制動裝置處于良好可持續的工作狀態。

1.軸　2.軸承　3.擋圈　4.外側板　5.磁軛側板6.隔磁環　7.線圈　8.磁軛　9.轉子筒　10.轉子側板11.內側板　12.轉子套筒　13.唇形密封圈　14.軸承擋圈圖2　曳引電梯磁流變制動裝置結構圖

裝置的冷卻流道如圖3所示，在定子轉子容腔兩側均設置兩塊鋁擋板，內側板密封磁流變液，外側板在起到固定軸承外圈作用的同時與內側板形成空腔結構，這樣在接近磁流變液的軸向兩側，就有空間容納較多的冷卻水。另外，冷卻水需流動起來以循環帶走熱量，在貼近磁流變液間隙的定子磁軛中，軸向開6個貫通孔，將兩側的空腔連接起來，一側作為進水腔，另一側作為出水腔。冷卻水通過水泵從一側進入進水腔，經過磁軛中的6個貫穿孔從出水腔流出，在冷卻水流動時把磁流變制動器工作產生的熱量帶走，確保制動器處于良好可持續的工作狀態。

圖3　冷卻流道示意圖

2　數值仿真計算

2.1計算參數

根據標準GB7588-2003《電梯制造與安裝安全規范》，選擇某型額定載重量為320kg的電梯制動器為設計目標，磁流變制動裝置圓盤內外徑分別為98.5mm、100mm，有效工作間隙長度為100mm，磁流變間距厚度為1.5mm。該裝置所用的材料物理屬性如表1所示。

表1　材料物理屬性

2.2有限元計算模型

2.2.1邊界條件

(1)初始條件為磁流變制動裝置在t=0時刻各點溫度θ0，取θ0=25 ℃。

(2)工作間隙內的熱傳遞。制動過程中磁流變液產生的制動熱量直接傳遞給外殼體。磁流變液與外殼體之間的熱通過傳動軸、軸承和端蓋散發給空氣。

(3)線圈的熱傳遞。勵磁線圈損耗功率產生的熱量由線圈的外表面散發到傳動裝置殼體中，通過線圈發熱功率計算公式，可以計算出線圈發熱功率:

Pc=I2Rc=44.5 W

(1)

式中，I為線圈通電電流；Rc為線圈電阻。

(4)外殼體的熱傳遞。外殼體表面與空氣之間的熱傳遞方式為自然對流換熱和輻射換熱[8]。空氣的自然對流傳熱系數α=3～10 W/(m2K)。對于大空間自然對流換熱，有

(2)

根據式(2)，可求得外殼體自然傳熱系數：

其中，kp為流體熱傳導率，L為特征長度。

(5)傳動軸的熱傳遞。傳動軸與空氣之間的對流傳熱受傳動軸轉速的影響。轉速越快，傳動軸表面與空氣的換熱越劇烈，其傳熱系數可由下式計算得到：

(3)

式中，ns為軸的轉速；ds為換熱面的直徑。

(6)軸承表面的熱傳遞。一般情況下，內部零件間的熱輻射很小，可以忽略。軸承工作時處于旋轉運動狀態，因此和周圍介質的對流換熱屬于強制對流換熱類型，其對流傳熱系數采用下式進行計算：

(4)

式中，u為軸承的旋轉線速度。

(7)冷卻水道壁面的熱傳遞。由于水道拐角、折彎等原因，冷卻水在環形管道中的流動很復雜，導致拐角處的局部散熱系數計算很復雜。本文忽略這些因素，認為冷卻水道內的散熱是均勻的。冷卻水道壁面平均散熱系數為

(5)

式中，vw為水流速度；θw為水的平均溫度；d為管徑。

由式(5)計算可得，冷卻水道壁面的平均散熱系數α3=8502.01 W/(m2K)。

2.2.2裝置生熱率計算

假設該磁流變制動裝置材料物理屬性不隨溫度變化，邊界條件保持恒定，計算線圈通電發熱功率以及磁流變液制動過程中的發熱功率。

勵磁線圈的功率損耗為

Pcoil=UI

(6)

式中，U為加載電壓。

所對應的生熱率為

(7)

式中，rc1、rc2分別為線圈內外半徑；Vc為勵磁線圈體積；Lc為磁流變液軸向長度。

在緊急制動工況下，曳引電梯磁流變制動的熱載荷除了有空載運行工況的功率損耗外，還有磁流變效應產生的制動功率損耗。此時，算出磁流變制動裝置的生熱率為[8]

(8)

式中，Tb為磁流變制動器產生的制動力矩；n為轉子盤的轉速；ω為制動轉子的角速度；r1為轉子外圓半徑；δ為磁流變液間隙寬度；τM為磁流變液的磁致剪切應力。

2.3計算仿真分析

2.3.1空載運行工況

曳引電梯轎廂與對重能作相對運動是靠曳引繩和曳引輪間的摩擦力來實現的，這個力即為曳引力。電梯空載運行時轎廂內無載荷，曳引繩與曳引輪繩槽間的摩擦力較小，此時是曳引電梯較為不利的工況。根據曳引電梯磁流變制動裝置結構特點，結合生熱率和邊界條件，采用有限元軟件ANSYS分別仿真自然風冷、強制風冷以及循環水冷三種散熱狀態下裝置空載運行的穩態溫度場分布。

在自然風冷散熱條件下，空載運行時裝置的穩態溫度場分布如圖4所示。由圖4可看出，在自然風冷散熱條件下裝置的整體溫度高，散熱效果不理想。其中，最高溫度點位于磁流變液內，最高溫度為424 ℃；最低溫度點位于傳動軸兩端，最低溫度為397 ℃。由于磁流變液的工作溫度范圍為-30～150 ℃，勵磁線圈的工作溫度為0～155 ℃。顯然，磁流變液和勵磁線圈的溫度已大幅超過其正常的工作溫度范圍。因此，自然風冷散熱條件下裝置不符合電梯運行的工作要求。

圖4　自然風冷條件下裝置的穩態溫度場分布圖

圖5　強制風冷條件下裝置的穩態溫度場分布圖

在強制風冷散熱條件下，空載運行時裝置的穩態溫度場分布如圖5所示。由圖5可知，在強制風冷條件下，裝置的散熱稍有改善，但是最高溫度依然達到122 ℃。最高溫度點位于磁流變液內；最低溫度點為傳動軸兩端，最低溫度為97 ℃。雖然磁流變液和勵磁線圈的溫度均處于正常溫度范圍內，但是在空載條件下，磁流變液材料的溫度就已超過110 ℃。由于磁流變裝置的制動功率遠遠大于空轉損耗功率，因此，在制動工況下磁流變液的溫度將會超過其正常的工作溫度范圍。所以，強制風冷散熱條件下的磁流變制動裝置也難以滿足電梯的工作要求。

在水冷散熱條件下，空載運行裝置的穩態溫度場分布如圖6所示。由圖6可知，靠近冷卻水道的隔磁殼體外側的溫度較低，而轉子筒外側的溫度較高；最高溫度為34.3 ℃，位于磁流變液內；最低溫度為25.0 ℃，位于外殼等地方；而勵磁線圈的溫度為28 ℃左右。顯然，與自然風冷或強制風冷相比，水冷散熱時磁流變液和勵磁線圈的工作溫度都有大幅度的降低，且距磁流變液和勵磁線圈的最高許可工作溫度有較大的余量，能確保電梯在運行過程中裝置具有足夠的制動熱冗余量。

圖6　水冷散熱條件下裝置的穩態溫度場分布圖

綜合對比上述三種散熱方式發現，對于制動裝置的發熱狀態，水冷散熱是非常必要的，且水冷卻后的磁流變制動裝置能夠滿足曳引電梯持續運行工作要求。

2.3.2緊急制動工況

為了觀察裝置緊急制動過程中磁流變制動裝置的溫度場變化，取緊急制動過程5.6 s內裝置的內部溫度場分布進行分析。實驗臺中的曳引主機以正常額定速度運行，突然實施制停。圖7顯示了在緊急制動后5.6 s時間內磁流變最高溫度和勵磁線圈的溫度變化規律。從圖7可知，制動開始時刻磁流變液溫度迅速升高，在1.25 s左右達到最高溫度116 ℃；隨著制動功率的下降，溫度開始下降；至2 s左右制動完成后，裝置處于散熱狀態，溫度繼續下降，到5.6 s左右溫度已降到52 ℃以下。開始制動后，線圈溫度緩慢上升，在2.25 s后，上升趨勢趨于平緩，穩定在32 ℃左右。

圖7　緊急制動后磁流變液材料與裝置最高溫度變化圖

圖8為裝置瞬態溫度場分布圖，由圖可知：①磁流變液體剪切產生的熱量朝兩側的磁軛、轉子筒和側板散發；②1.25 s時，等溫線較密集，熱量有所聚集，裝置內最高溫度達到116 ℃左右；③隨著時間推移，熱量進而向四周散發，等溫線逐漸拉開距離；④隨著轉速、制動功率的下降以及熱量的散發，在6 s時裝置內最高溫度約54 ℃左右。

(a)t=1.25 s

(b)t=6 s圖8　裝置瞬態熱分析二維結果圖

綜上所述，電梯緊急制動時初始階段裝置的制動功率全施加在磁流變液材料上，因此磁流變液材料溫度迅速升高，之后隨著散熱過程進行，熱量由裝置往外擴散，裝置溫度分布區域均勻并趨于穩定。

3　實驗驗證

3.1測試平臺總體結構

根據磁流變制動裝置的溫度特性仿真分析結果和電梯工作特點，搭建永磁同步曳引機共直流母線互饋對拖測試實驗臺，如圖9所示，主要由曳引主機、負載曳引機、磁流變制動裝置、扭矩傳感器、電梯井道信息仿真實驗臺、變頻器及相關測試儀器等組成。

圖9　測試實驗臺示意圖

裝置測試平臺的現場圖片如圖10所示。磁流變制動裝置的溫度信號由紅外熱成像儀和熱電阻溫度傳感器測得，轉速轉矩信號由轉速轉矩傳感器進行采集。該實驗平臺通過設置不同的實驗條件對磁流變制動裝置的制動功能及溫度、轉矩等性能參數進行測試。

圖10　裝置測試實驗平臺

3.2溫升特性測試

在實驗過程中，使用紅外熱成像儀(型號為testo 885-2)記錄裝置的整體外部溫度，且分別在兩個外側殼體上端安裝熱電阻溫度傳感器以記錄工作間隙內磁流變液的溫度變化。

3.2.1空載運行工況的溫度變化

在強制風冷散熱條件下，電梯以額定轉速60 r/min空載運行20 min，用紅外熱成像儀拍攝的裝置整體溫度變化如圖11所示。由圖11可知：裝置的整體溫度分布均勻；最高溫度點位于外側殼體與冷卻水套安裝的內外邊緣，這兩處地方為冷卻水流道的密封位置，由于密封膠散熱系數低，因此導致此處熱量聚集，難以散發；運行20 min后裝置外殼最高溫度達到67.7 ℃，難以滿足電梯長期持續運行工況要求。

圖11　強制風冷散熱條件下空載運行裝置的整體溫度變化

圖12所示為強制風冷散熱條件下磁流變液材料與裝置外部最高溫度隨時間的變化規律。由圖12可看出，磁流變液的溫度隨運行時間增加而升高。由于外部最高溫度點位于密封磁流變液的外部殼體，因此兩者溫度相近，趨勢相同。在20 min內，磁流變液的溫度由26 ℃升高至76 ℃，且增幅沒有放緩的趨勢；如果運行時間繼續增加，磁流變液將突破其許可工作溫度導致剪切力學性能下降。因此，強制風冷散熱條件下裝置難以滿足電梯長期持續運行要求。

圖12　強制風冷散熱條件下磁流變液與裝置溫度隨時間的變化關系

圖13是水冷散熱條件下電梯以相同轉速60 r/min空載運行20 min過程中的裝置外部溫度變化圖。其中，冷卻水溫度為18 ℃，流量為10 L/min。由圖13可知，裝置的整體外部溫度分布均勻，10 min以后溫度基本穩定在55 ℃以內，其整體溫度范圍顯然更低，說明水循環起到了較好的散熱作用，電梯在空載工況下裝置工作正常。

圖13　空載運行水冷散熱裝置的整體溫度變化

圖14是水冷散熱下磁流變液材料與裝置外部最高溫度隨時間的變化關系圖。由圖14可知，磁流變液與裝置外部最高溫度的上升趨勢相同，溫度相近。在20 min的空載運行過程中，磁流變液的溫度由27 ℃升高至50 ℃，溫升為23 ℃。同時，隨著運行時間的增加，磁流變液的溫度逐漸趨于平穩。由此可見，水冷散熱方式下裝置能較好地滿足電梯運行工作要求。

圖14　水冷散熱條件下磁流變液體與裝置溫度隨時間的變化關系

溫度變化會影響裝置磁流變液剪切屈服應力和黏度[9]，從而影響裝置的力學性能。圖15是風冷散熱及水冷散熱方式下裝置空載力矩隨運行時間的變化關系圖。由圖15可知，空載力矩隨著裝置運行時間的增加而逐漸下降。原因是隨著裝置的運行，磁流變液的溫度逐漸升高，零場黏度下降，從而導致了空轉力矩的下降。因此，在自然風冷散熱條件下，空載力矩的減小幅度較大，空載力矩由42 Nm減小至23 Nm；在水冷散熱條件下，空載力矩由41 Nm減小至30 Nm。

圖15　空載力矩隨時間的變化

3.2.2緊急制動工況的溫升特性

電梯額定速度運行工況下緊急停止，記錄緊急停止工作過程5 s至5 min時段內裝置以及磁流變液的溫度變化。因緊急停止至5 s時裝置還未散熱，能真實反映裝置溫度。圖16是前5 min緊急制動工況運行時裝置的外部整體溫度分布圖，在散熱作用下裝置溫度穩定在55 ℃左右。由圖16可知，整個裝置運行過程中，溫度最高的位置為裝置的內側工作區域，其次是隔磁殼體外側的非水套部分，說明內側溫度不斷往外側殼體擴散。外側水套溫度最低，說明水循環起到了較好的散熱作用。同時由于電梯停止運行，散熱作用下裝置溫度隨時間逐步降低。

圖16　緊急制動工況下裝置溫度分布圖

圖17所示為長時間緊急制動工況下磁流變液溫度變化曲線以及勵磁線圈溫度變化曲線。由圖17可以看出，在緊急制動工況下，磁流變液溫度在初始時間段內急速升高，隨著時間增加，在水冷卻的作用下，磁流變液溫度升高較為緩慢，在緊急制動的幾秒內磁流變液溫度升高在允許范圍內。同時，隨著時間增加，勵磁線圈溫度不斷上升，但是溫度均低于50 ℃，滿足電梯與磁流變液體使用條件要求。與圖7仿真結果比較可看出，在仿真計算結構的磁流變液溫度比實際溫度略高，造成這一現象的主要原因是制造裝配時空氣隙導致磁場強度降低，進而在降低制動力矩的同時降低了單位時間內磁流變液的發熱量。

圖17　長時間緊急制動工況下磁流變液及勵磁線圈的溫度變化

圖18所示為電梯實施緊急制動過程中裝置持續制動時制動力矩的變化曲線。由圖18可知，在制動初期因制動產生的急劇溫升，制動力矩出現了較大的減小，隨后制動力矩逐漸趨于穩定；最終，裝置的制動力矩由470 Nm降低至400 Nm，降低幅度達到15%。其原因是在制動過程初始階段，磁流變液以及轉子盤的溫度迅速升高，工作區域溫度接近100 ℃，導致了磁流變液的黏度及轉子的電導率降低，造成制動力矩的減小。隨著制動時間的增加，溫度逐漸趨于平衡，因此制動力矩也逐漸趨于穩定。由此可見裝置的制動力矩對溫度的敏感性較高，加強工作區域的散熱有利于防止制動力矩的減小，提高裝置的工作時間與可靠性。

圖18　電梯緊急制動工況下裝置持續制動時制動力矩的變化

4　結論

(1)針對曳引電梯磁流變制動裝置工作時的發熱問題，結合其結構特點設計了冷卻水流道，建立了裝置熱傳導過程的數學模型，并采用ANSYS軟件仿真分析了電梯空載運行與緊急制動工況過程中裝置的溫度變化特性。

(2)以永磁同步曳引機共直流母線互饋對拖測試平臺為實驗硬件基礎，用紅外熱成像儀和熱電阻溫度傳感器記錄了裝置與磁流變液的溫度變化。實驗表明，由于磁流變液以及轉子盤的溫度迅速增大，導致制動力矩的值隨著溫度的升高出現小幅下降，制動力矩降低至400Nm。

(3)水冷卻后的磁流變制動裝置仿真計算與實驗均得到電梯在空載運行與緊急制動典型工況下穩定工作溫度不超過60 ℃的結果, 滿足磁流變液材料使用與電梯運行工作要求。

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(編輯盧湘帆)

InvestigationonTemperaturePropertiesofElevatorMagnetorheologicalBrake

ZhengXiangpanChenKaifengChenShumei

FuzhouUniversity,Fuzhou，350116

AnewMRbrake(MRB)wasdesignedfortractionelevatorbecauseoftheshortcomingsoftheexistingtractionelevatorswithmachine-electricbrake—highoperatingimpactsandhighnoise.Thedevicehadadual-coilstructure,whichalsodesignedchannelsforthecirculationofcoolantliquidforintegralheatradiating,satisfyingelevatorbrakingwithlargebrakingtorqueandgoodheatdissipation.Basedonmathematicalmodelinheattransfer,thenumericalsimulationanalysiswasperformedforthermalfieldofMRBinno-loadoperationconditionsandintypicalemergencybrakingsituationwithfiniteelementsoftware.Theworkimprovedheatdissipationbyusingwatercooling,revealingthetemperaturechangingregularitiesundertypicalconditionofkeyparts.Thereasonableworkingtemperaturerangewasverifiedwithtestmethods.Simulationandexperimentalresultsshowthattemperaturehasagreaterimpactonbrakingmechanicsperformance;however,thedevicecansatisfytherequirementsoftheelevatoroperatingwiththeeffectivecoolingconditions.

tractionelevator;magnetorheological(MR);brake;temperature

2016-02-01

中央財政支持高校發展專項資金資助項目(閩教財[2012]788號);福建省科技重大專項(2011HZ06-1);福建省科技創新平臺建設項目(2011H08)

TB381； TH-39

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.16.003

鄭祥盤，男，1981年生。福州大學機械工程學院博士研究生。主要研究方向為磁流變技術及應用。獲市級科技三等獎1項。發表論文10余篇。陳凱峰，男，1990年生。福州大學機械工程學院碩士研究生。陳淑梅(通信作者)，女，1960年生。福州大學機械工程學院教授、博士研究生導師。