隨動直線式制動器的特性分析及優化設計

郭峻豪, 汪旭東, 許孝卓, 劉亞平

(河南理工大學 電氣工程與自動化學院,河南 焦作 454000)

隨動直線式制動器的特性分析及優化設計

郭峻豪, 汪旭東, 許孝卓, 劉亞平

(河南理工大學 電氣工程與自動化學院,河南 焦作 454000)

針對傳統曳引式電梯的工作機理及制動器安裝位置的不同,結合液壓制動器和車用電磁盤式制動器的特點,文章提出了一種適用于直驅電梯的隨動直線式制動器結構,以新型雙E型電磁驅動機構為制動器驅動源并通過增力機構將力放大;建立了驅動機構的有限元模型,采用磁路法分析制動器驅動機構的磁密和電磁吸力等特性,并利用有限元的方法對驅動機構的結構參數進行優化。結果表明,優化后驅動機構的電磁吸力得到顯著提高,對直驅電梯電磁制動器的研究具有一定的參考價值。

制動器;驅動機構;磁路法;有限元法;電磁吸力

傳統曳引式電梯鋼索的使用是制約電梯進一步發展的根本原因,因此,電梯無繩化驅動成為人們追求的終極目標,無繩化能夠甩掉鋼絲繩的束縛、使得單個井道可以同時運行多個轎廂、井道高度不受限制,將是未來電梯的發展方向[1-2]。因此對于研究適用于直驅電梯的電磁制動器具有重要意義。目前,國內外已經成功研制出了電磁盤式制動器,但大多應用于汽車領域[3],適用于直驅電梯的制動器少之又少,而電梯電磁制動器都是傳統曳引式抱閘式制動器。因與傳統曳引式(有繩)電梯工作機理及制動器安裝位置的不同,所以傳統的電磁制動器不適用在先進的直驅電梯上。

由于直驅電梯制動器使用環境的特殊性,對其性能有特殊的要求。首先制動器要有良好的制動性能,這是電梯運行安全的首要標準[4];其次,對制動器的體積、重量、結構等有嚴格的要求。

永磁同步直線電機驅動的電梯(直驅電梯)隨動直線式制動器是以電磁裝置為驅動力的制動器,具有動作迅速、結構簡單、體積小、重量輕、安全可靠、便于維護等優點。電磁制動器的反應速度比液壓制動器快了近10倍,電磁制動反應時間為40～50 ms,而液壓制動反應時間為300～400 ms[5]。

本文研究的直驅電梯隨動直線式制動器是在傳統液壓盤式制動器和汽車盤式制動器的基礎上,以適用于直驅電梯的設計思想,對機械增力機構、驅動機構等進行設計[6-9],借助AutoCAD等軟件建立模型,對驅動機構研究分析,以驅動機構為動力源,經滑觸增力機構將電磁吸力放大數倍以克服制動彈簧彈力,使電梯安全運行。

1 結構和工作原理

1.1 隨動直線制動器工作原理

直驅電梯制動器安裝在轎廂上,與直線T型軌作用制動,區別于傳統電梯通過鋼絲繩作用到轎廂。無配重,期望盡可能減小制動器質量(自重比大),要遠優于傳統鉗盤式制動器的效果。制動器是一種常閉式制動器,斷電制動,通電打開。

雙邊型PMLSM電梯樣機如圖1所示。

圖1 雙邊型PMLSM電梯樣機

圖1中,直驅電梯的PMLSM(永磁同步直線電機)采用長初級短次級的布置方式,制動器固定在轎廂架上,轎廂架與永磁同步直線電機的次級(動子)相連,制動鉗及整個液壓系統固定在轎廂架上。當電梯處于靜止狀態時,液壓系統不工作,這時制動鉗在制動彈簧彈力作用下,將制動軌抱緊,保證電梯停車;當直驅電梯通電瞬間,制動器液壓系統通電工作克服制動彈簧的彈力,從而帶動制動臂使制動鉗張開,與制動軌脫離,電梯得以運行;當電梯轎廂到達所需停站樓層時,在直驅電梯的永磁同步直線電機失電同時,制動器液壓系統也失電,制動鉗在制動彈簧彈力的作用下通過制動臂復位,制動鉗再次將制動軌抱住,電梯停車。直驅電梯制動器系統由制動鉗、制動彈簧和液壓系統組成,整個制動系統特別是液壓系統尺寸大、且笨重。

本文提出如下驅動機構結構設計要求:① 經初步計算驅動機構電磁吸力F不小于2 200 N,只有這樣才能經過機械增力機構放大使F1達到7 800 N才足以克服制動彈簧彈力;② 功率要適當,電流不易過大。驅動機構在電梯運行時處于通電狀態,防止長時間工作驅動機構線圈溫升過高絕緣損壞;③ 制動器結構、尺寸合理,選取合適的線圈匝數和線徑。

本文所提出的隨動直線式制動器如圖2所示。圖2a所示為制動器的整體結構,根據使用需求、體積、重量的限制,該結構通過滑觸增力機構和杠桿共同作用的二級增力機構保證電梯的正常運行;圖2b所示為制動器驅動機構結構,采用新雙E型驅動機構,與線圈分別纏繞在2個E型鐵芯柱相比,其特點是線圈全部纏繞在固定E型電磁鐵體上,這樣可以避免當氣隙過大時磁力線短路的情況;與傳統E型電磁鐵相比,鐵芯柱采用帶傾角的斜面,對其結構的優化可以在非常短的時間內獲得極大的電磁吸力,而且充分利用了空間,具有節能、噪音小等優點。

1.減噪片 2.線圈 3.定E型鐵芯4.動E型鐵芯 5.驅動機構 6.制動鉗圖2 隨動直線式制動器結構

1.2 力學模型分析及計算

制動器力學模型如圖3所示。

圖3 制動器力學模型

圖3中,F為固定E型驅動機構對可動E型驅動機構的電磁吸力的大小;FC為對F折算后有效的電磁吸力的大小,考慮到損耗,折算關系為:

FC=F/1.4

(1)

制動臂反彈力的大小F1與制動彈簧反彈力的大小Fk之間應滿足:

F1=itFC>Fk

(2)

其中,it為滑觸機械增力機構的增力系數,即

it=1/(2tanβ)

(3)

實際工程中,滑觸增力角度β不可能無限小,本文根據設計需要,取β=6,則增力系數it=5。

制動閘片作用于導軌上的正壓力F0與制動臂反彈力F1之間滿足杠桿平衡原理,取力臂比為2,得到F0與F1之間的關系為:

F0=2F1

(4)

綜合可以得到F與FC的關系為:

(5)

1.3 驅動機構的磁路計算

驅動機構磁路如圖4所示。

圖4 驅動機構磁路

驅動機構磁路可以分為如下兩路:① 經過固定主鐵芯、固定E型左鐵軛、左固定鐵芯柱、左氣隙、左動鐵芯柱、左動鐵軛、動主鐵芯及主氣隙,形成回路;② 經過固定主鐵芯、固定E型右鐵軛、右固定鐵芯柱、右氣隙、右動鐵芯柱、右動鐵軛、動主鐵芯及主氣隙,形成回路。

驅動機構等效磁路如圖5所示,為簡化計算,這里計算各個氣隙的橫截面積時不加修正系數,只考慮工作氣隙磁阻,不考慮鐵芯磁阻、漏磁阻。

圖5 驅動機構等效磁路

由磁路的歐姆定律得:

Um=φ0R0+φ1R1

(6)

利用基尓霍夫定律得:

φ0=φ1+φ2

(7)

磁阻用磁路的特性和有關尺寸表示為:

Rm=L/(μS)

(8)

由驅動機構為對稱結構得:

φ1=φ2,R1=R2

(9)

綜合可以得到:

B=μ0NI/(2δsinα)

(10)

根據電磁吸力經典理論知:

(11)

S0的計算公式為:

S0=(d/cosα-δsinα)D

(12)

則有:

(13)

由電路的歐姆定律得:

(14)

其中,Um為激勵磁勢;R0為主氣隙磁阻;φ0為主磁通;R1為左氣隙磁阻;φ1為左氣隙磁通;R2為右氣隙磁阻;φ2為右氣隙磁通；F為電磁吸力的大小;B0為工作氣隙磁感應強度;S為等效端面面積;μ0為空氣磁導率,μ0=4π×10-7;I為線圈電流;δ為氣隙;d為左、右鐵芯柱寬度;D為驅動機構軸向長度;α為鐵芯柱傾斜角度;N為線圈匝數;Rxq為線圈電阻;ρx為線圈電阻率;Dpj為線圈平均直徑;qx為導線截面積。

2 有限元分析及優化設計

2.1 仿真分析

根據上文分析,本文所設計的電磁驅動機構其參數見表1所列。

表1 驅動機構基本參數

建立驅動機構有限元模型，如圖6所示，采用有限元分析方法,分析驅動機構的磁場分布情況,并且對整個吸合過程中電磁吸力隨氣隙變化情況進行研究。

圖6 驅動機構有限元模型

本文設計基于傳統螺管式帶傾角電磁鐵的設計原理,即

(15)

其中,Fbz為帶傾角鐵芯柱電磁吸力的大小;FbP為平行鐵芯柱(傳統結構)電磁吸力的大小。

首先,通過有限元計算得到不同氣隙、電流下電磁吸力的特性曲線,如圖7所示。

圖7 不同氣隙、電流的電磁吸力特性曲線

由圖7可以看出,在電流10 A、氣隙6～8 mm時,電磁吸力的增長幅度很大,但隨著氣隙的減小,增長幅值也減小。電流10、1.35 A磁感應強度矢量圖的對比如圖8所示,雖然電流10 A、氣隙1 mm和電流1.35 A、氣隙1 mm的電磁磁力都達到設計所需制動力，但由圖8可以看出電流10 A、氣隙1 mm時,驅動機構磁感應強度大面積飽和,驅動機構效率大幅下降,而1.35 A、氣隙1 mm時磁密得到充分利用。

圖8 不同電流的磁感應強度矢量圖

2.2 不同結構對電磁吸力的影響

10 A、 8 mm不同結構磁感應強度矢量圖如圖9所示。以傳統結構圖9a作為對比基準,提出圖9b所示的弧形結構和圖9c、圖9d所示的傾角結構,利用有限元分析來驗證其結構的優劣。

由于受驅動機構結構、尺寸等其他因素,特別是鐵心柱的長度、寬度、高度的影響,10 A 、8 mm下不同角度對應的電磁吸力如圖10所示。由圖10可知,在相同的激勵電流下,不同角度的鐵芯對磁路的影響比較大。

圖9 10 A 、8 mm不同結構磁感應強度矢量圖

圖10 10 A 、8 mm下不同角度對應的電磁吸力

圖10結果表明:當鐵芯柱傾斜角度小于51°時電磁吸力隨著角度的減小吸力也在不斷減小;當鐵芯柱傾斜角度大于51°時電磁吸力隨著角度的增大,吸力也在不斷減小。本文所提傾角結構在δ=51°時電磁吸力達到最大值2 882.6 N。此時的磁感應矢量圖僅以33°和51°為例,如圖9c、9d所示,51°磁密要優于33°時的磁密。

10 A不同氣隙對應電磁吸力特性曲線如圖11所示,圖11仿真結果表明,在初始電流10 A、初始氣隙8 mm時,電磁吸力都滿足制動所需,帶傾角結構的電磁吸力最大、弧形結構次之、傳統結構最差。雖然隨著氣隙減到6 mm以下,傳統結構電磁吸力最好、弧形結構次之、帶傾角結構的電磁吸力最差,但是由于驅動機構從初始到穩定狀態一般也就40～50 ms,時間極短,并且驅動機構幾乎工作在穩定1 mm狀態,此時不同電流對應的電磁吸力特性曲線如圖12所示。

圖11 10 A不同氣隙對應電磁吸力特性曲線

綜合可以看出傾角結構為最佳結構,最終制動器各部件初始、穩定受力數據見表2、表3所列。

圖12 1 mm不同電流對應電磁吸力特性曲線

從圖12可以看出,在激勵電流1.35A時,3種結構都滿足制動所需要求,但傾角結構最好,弧形結構次之,傳統結構最差。

表2 制動器初始各部件受力分析

表3 制動器穩定各部件受力分析

3 結 論

(1) 通過磁路分析,與傳統水平結構相比,帶有弧度和傾角的驅動結構具有更高的氣隙磁密。

(2) 采用有限元的方法對不同驅動機構的電磁吸力進行了分析計算,得到了傾角結構為最優結構,并對其結構下的傾角進行了優化分析,得出在α=51°時最優。

(3) 對于最優傾角結構,與傳統水平結構相比,在初始狀態,電磁吸力增大了30.5%;在穩定狀態,電磁吸力增大了32.4%。優化后制動器的性能得到了顯著提高。

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[4] 中華人民共和國國家質量監督檢驗檢疫總局.電梯制造與安裝安全規范:GB-T 7588-2003[S].北京:中華人民共和國國家質量監督檢驗檢疫總局,2004:1-100.

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Characteristicanalysisandoptimizationdesignoflinearservobrake

GUO Junhao, WANG Xudong, XU Xiaozhuo, LIU Yaping

(School of Electrical Engineering and Automation, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454000, China)

In view of the working mechanism and brake installation position of traditional traction type elevator, and according to the characteristics of hydraulic brake and motor electromagnetic disc brake, a kind of linear servo brake structure which is suitable for direct-drive elevator is proposed. A new type of double E electromagnetic drive mechanism is used as the driving source of the brake and then the electromagnetic force is amplified with reinforcement mechanism. The finite element model of the drive mechanism is established, the magnetic density and electromagnetic force of the brake drive mechanism are analyzed by using magnetic circuit method, and the drive mechanism parameters are optimized through finite element method(FEM).The results show that the electromagnetic force of the optimized drive mechanism is improved significantly, the new structure has a certain reference value for the study of direct-drive motor electromagnetic brake.

brake; drive mechanism; magnetic circuit method; finite element method(FEM); electromagnetic force

2016-04-12；

2016-06-23

國家自然科學基金資助項目(U150410164);河南省教育廳自然科學研究資助項目(13A470337)和河南省國際合作資助項目(144300510014)

郭峻豪(1990-),男,河南寶豐人,河南理工大學碩士生; 汪旭東(1967-),男,江西景德鎮人,博士,河南理工大學教授,博士生導師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.10.011

TM574

A

1003-5060(2017)10-1355-05

(責任編輯 張 镅)