饋能式曳引電梯磁流變制動器設計與性能分析

陳藝峰， 邱華超， 黃 惠， 杜 恒

(1.福建電力職業技術學院，福建泉州 362000；2.福州大學機械工程及自動化學院，福建福州 350108)

引言

曳引型電梯是目前高層建筑應用最為廣泛的電梯形式，利用對重原理調節曳引輪上鋼絲繩兩端電梯廂和配重來平衡轎廂重量，通過控制兩者重量差實現電梯的升降。升降過程中的懸停制動主要依靠接觸摩擦式電磁抱閘式制動器，該制動器利用摩擦墊片剛性摩擦進行制動。然而，曳引電梯制動裝置還存在設備振動沖擊大、耗能大、磨損大和安全保護不足等缺點，同時帶來噪聲擾民、失效、沖頂等風險。因此，為進一步提高電梯的舒適性和安全性，研究具有磨損小、噪聲低和能耗少的電梯制動裝置具有重要意義。

智能材料的出現為解決上述問題提供了更多的途徑，其中，基于磁流變效應開發的制動器是研究的熱點。磁流變液(MRF)是一種半主動智能可控材料，由可磁化的磁性顆粒分散溶于絕緣基礎液中形成懸浮液[1]。當磁流變液受到外部磁場的作用時，其剪切屈服應力會在毫秒級內呈數量級變化，且這一過程可逆，即當去掉外加磁場時，磁流變液又在幾毫秒內恢復成液體。可見，磁流變液具有剪切屈服應力大且具有可逆和可控性的特點，同時其工作溫度范圍廣，熱穩定性好，響應速度快，符合工程應用的要求而受到廣泛關注。以磁流變液為制動介質的制動方式，利用處于磁場環境中磁流變液的剪切屈服應力來產生制動力，且其制動力可根據磁場強度快速調節，這種制動方式反應迅速、控制平穩，能耗少且噪聲低[2]。

目前，磁流變制動器已在多種場合開展了應用研究，其結構形式也多樣。LORD公司推出了多種性能優良的磁流變制動器[3]，在1996年成功設計了一種可應用于傳送帶、制動阻力生產裝置的磁流變制動裝置[4]；為研究磁流變制動器的可控性，1997年又設計了一款大轉速大功率的旋轉結構磁流變制動裝置[5]。CALARASU D[6]根據自己所設計的圓盤結構磁流變制動器推導出制動力矩的計算過程，這為后制動力矩理論研究提供了基礎。為降低磁流變制動器的空載力矩，KIKUCHI，TAKEHITO[7]進行仿真實驗，證明誘導黏度阻力可以有效降低制動器的空載力矩。為了讓磁流變制動器應用于工程實踐，ASSADSANGABI B等[8]在2010年利用遺傳算法優化了盤式磁流變制動器模型，并將其應用到車輛制動。為將磁流變制動器應用于電梯制動，PIECH Z等[9]將多磁場結構添加到磁流變制動器的設計中，兩個磁場分別實現提供初始制動力和調控制動力大小的功能。2014年CARLOS ROSSA等[10]為研究多層流體的間隙性質，基于磁靜態設計方法研制了一種多層流體結構的磁流變制動裝置。為增強車輛制動的可靠性，2015年NGUYEN Q H等[11]通過對多種不同結構的磁流變制動器進行對比分析，設計了一種多線圈式的磁流變制動裝置，具有大制動力矩，體積重量比小等優點。2018年陳淑梅團隊[12]設計了一種具有自保護功能的電梯磁流變制動器，在異常情況下可以產生一定的力矩保護電梯。除此之外，其他國家如日本、印度、德國等[13]都對磁流變制動裝置和其他磁流變器件做了大量的研究。

然而，以上研究不可避免地存在一些問題，磁流變制動器需要持續供電，突然斷電會產生誤動作，存在安全隱患；此外，電梯制動軸在非制動情況下產生了不容忽視的浪費，產生的冗余旋轉不僅增加機械磨損[14]，長時間工作下還將降低電梯能效；部分磁流變阻尼器為實現大的制動力犧牲了結構上的緊湊，對安裝空間的要求較高，適用性不強。

本研究以曳引電梯制動器和磁流變技術的應用發展為背景，以磁流變制動器為研究對象，在制動器中嵌入永磁發電模塊和隔磁套筒，可以實現將制動軸非制動工況下的旋轉機械能轉變為電能并將電量儲存至儲備電源上，對設計進行了理論分析和建模仿真，確保了新型磁流變制動器的可行性，并制造了樣機進行測試。

1 結構及原理

所設計的新型磁流變制動器主要由磁流變制動器模塊、能量回饋模塊、水冷降溫模塊構成，如圖1所示。

圖1 能量回饋式磁流變制動器結構

制動模塊主要包括制動軸及用于產生勵磁磁場的制動器定子結構，制動軸為中部具有環形制動部的“屮”字形結構，且其環形制動部嵌設于制動器定子結構中，環形制動部與制動器定子結構之間充滿磁流變液，制動軸在環形制動部的前后側位置分別經軸承與制動器定子結構轉動連接，并在兩者的連接處設置有防止磁流變液泄漏的密封圈，當給外部的勵磁線圈組一定電流時，伴隨著勵磁磁場的產生，流經此工作磁場的磁流變液會發生磁流變效應而變成Bingham狀態[15]，制動器由于磁流變液的剪切應力而輸出制動力矩。

能量回收模塊包括隔磁套筒以及設于其內的定子繞組、永磁體和轉子磁軛，隔磁套筒套設于制動軸前段的外周部，隔磁套筒外周部與制動器定子結構固定連接，隔磁套筒內部與定子繞組固定連接，定子繞組經軸承與轉動的制動軸連接，永磁體固定于轉子磁軛上，轉子磁軛與制動軸固定連接，當制動軸帶動轉子磁軛及永磁體旋轉時，產生與定子繞組切割的旋轉磁場，在定子繞組中產生可以向外輸出的感應電流，再經過換向器的處理就可以得到相應的回收電能。

通過設計，冷卻液流道在旋轉套筒與制動軸上的流動路徑如圖2所示，冷卻液通過入口流入進出口端蓋，通過在其上加工了一個環形槽，冷卻液通過環形槽流入轉動的制動軸內部，通過制動軸內部的冷卻液流道流入轉子筒內部，對制動裝置勵磁線圈處磁流變液進行冷卻換熱后流入制動軸內，經過制動軸流道及進出口端蓋流出制動裝置，完成一次水與磁流變液熱交換的循環。

圖2 制動裝置冷卻液流道示意圖

2 理論分析及建模仿真

2.1 制動器模塊

磁流變制動器的2種工作方式分別為圓筒型制動和圓盤型制動方式[16]。

如圖3a所示，圓筒壁面填充有磁流變液(半徑r的范圍為rD1～rD2之間,寬度L)，其制動力矩為：

(1)

式中，ηs—— 磁流變液黏度

τ—— 磁流變液屈服應力

rD1—— 磁流變液流道的內半徑

rD2—— 磁流變液流道的外半徑

L—— 圓筒型工作區域的長度

τB—— 磁流變液不同磁場下剪切屈服應力

μ0—— 磁流變液零場黏度

ω—— 轉子盤角速度

如圖3b所示的圓盤型制動示意圖，其中內外盤之間的圓環區域充滿磁流變液，此為制動器的工作區域，圓盤型制動力矩為[17]：

(2)

式中，rC1—— 磁流變液流道的內半徑

rC2—— 磁流變液流道的外半徑

i—— 磁流變液工作區域間隙的個數

圖3 磁流變制動器工作示意圖

2.2 能量回饋模塊

饋能模塊結構及磁路示意圖，如圖4所示。考慮有效導體所在的平面,如圖4a所示，用半徑r和極角θ為坐標確定單根導體在參考面上的位置，用平均半徑處的氣隙磁密Bδ(θ)表示能量回饋模塊的永磁直流電機氣隙磁密，用Ω表示永磁直流發電機的機械角速度。

在(r，θ)處，長度為dr的有效導體產生的電動勢[18]為：

de=ΩBδ(θ)rdr

(3)

則有效導體在極角θ位置產生的電動勢為：

(4)

式中，Dmo，Dmi分別為轉子內、外徑。

所以每根導體的平均電動勢為：

(5)

式中，Bδav為一個極距下的氣隙磁密平均值，Bδav=αiBδ，Bδ為磁密幅值，αi為比例系數；p為發電模塊磁極對數。

設定定子繞組并聯支路是a對，N為繞組總導體數，推導電動勢E為：

(6)

式中，Φ為忽略漏磁時磁路總磁通；Ce為發電模塊電勢參數；n為發電機轉速。

(7)

可得能量回饋模塊的電磁功率：

(8)

式中，Aav為量回饋模塊的平均電負荷；I為該電動勢下的電流。

從式(8)可以看出，Dmo,Dmi,Bδav是影響電機功率的主要因素。根據磁流變制動模塊預留出的工作空間，可以確定合適的能量回饋模塊的體積與轉速，所以提高氣隙磁密是提高能量回收效率的最優方法[19]。

圖4 饋能模塊結構及磁路示意圖

2.3 磁路分析

1) 磁場計算

新型磁流變制動器采用圖5a雙勵磁線圈布置方式，以單個勵磁線圈為對象并將其根據磁路歐姆定律轉化為等效磁路[18]，如圖5b、圖5c所示。Rm2,Rm6,Rm3,Rm5分別為不同位置但大小相等的磁阻，Rm4為制動模塊轉子筒的磁阻，勵磁線圈等效磁動勢為NeIe，其中Ie為流入勵磁線圈的電流大小，Ne為勵磁線圈的匝數。磁通密度為[20]：

(9)

式中，μyoke為磁軛的導磁率，μMRF為磁流變液的導磁率，μrotor為轉子筒的導磁率；l1，l3，l4分別為磁軛磁路、磁流變液磁路和轉子筒磁路的有效長度；各段磁路的有效橫截面積分別為S1，S2，S3，S4。

圖5 制動器磁路

2) 磁場仿真建模分析

采用Ansoft Maxwell磁場仿真分析軟件對能量回饋式曳引電梯制動裝置的磁場進行數值仿真分析計算[21]。仿真模型材料的設置：磁軛、轉子筒為采用Q235導磁性材料，勵磁線圈部分的材料為銅質導線，能量回饋模塊中的線圈繞組、永磁體和鐵芯，其相應材料設置為為銅、N42H和Dr510-50，缸壁、制動軸以及空氣邊界可直接采用系統庫對應的steel stainless，copper。

由圖6可知，磁場矢量的方向沿著設計的磁回路，二維平面4個永磁體共同組成一個閉合的磁回路。關于漏磁場分布現象，4個永磁體分別有單獨的閉合磁路，但是漏磁現象比較微弱，仿真分析驗證了磁路設計的正確性[22]。

圖6 磁場仿真矢量圖

圖7、圖8為在不同勵磁電流下磁流變液工作區的磁感應強度在軸向方向的變化。可以看到，磁感應強度隨著勵磁電流的增大而增大，當電流從0.2 A增大至0.8 A時，工作區域磁感應強度增幅很大；在0.8～1.2 A階段，磁感應強度改變不明顯。施加0.8 A的勵磁電流時，磁流變液間隙磁感應強度平均值能達到0.68 T，滿足最初的制動要求；通過曲線分布可以看出，隔磁環內側磁感應強度高于隔磁環外部磁感應強度，隔磁環作用明顯[23]。

圖7 磁通密度云圖

圖8 制動器模塊軸向工作區域磁感應強度分布曲線

2.4 能量回饋模塊仿真分析

利用 Ansoft Maxwell建立能量回饋模塊的有限元模型，并定義相應的外加電路來研究能量回饋模塊在不同負載條件下的輸出特性，同時可以求出發電模塊的輸出電壓U、磁鏈Nψ曲線，如圖9、圖10所示。輸出電壓平均值為24 V，符合設計要求，再經電刷的換向器即可得到直流電的輸出。

圖9 發電模塊外電路連接

圖10 發電模塊外電路輸出特性

2.5 能量回饋式磁流變制動裝置的制動時間分析

考慮到磁流變制動器是通過調節勵磁線圈電流來實現制動力大小的半主動控制方式，所以建立力矩與制動軸轉速的控制數學模型，使用MATLAB/Simulink軟件建立制動力矩轉速模型，如圖11所示。

圖12為勵磁電流不同時制動裝置轉速與制動力矩的變化曲線，在0.2～0.6 A電流區間內，制動時間變化最為明顯；當電流在0.6～1.2 A調節時，制動時間變化緩慢并趨向于飽和狀態；制動力矩受電流影響較小，在電流增大的過程中制動力矩呈力矩飽和狀態。

圖11 制動力矩轉速Simulink模型

圖12 勵磁電流不同時制動裝置轉速與制動力矩變化曲線

考慮到電梯工作的間歇性，在0.8 A勵磁電流下，對電梯不同轉速工況進行數值分析，圖13為制動軸100～500 r/min工況下制動時間的變化曲線圖，可以看出，需要的制動時間很小，當制動軸轉速為500 r/min時，制動時間僅為1.65 s左右；制動軸轉速從100 r/min逐漸升至500 r/min時，制動力矩也在增大，但增幅較小，僅從346 N·m增大到385 N·m。

圖13 不同初始速度時制動裝置轉速及制動力矩曲線

圖14為磁流變液溫升不同時制動裝置轉速與制動力矩的變化曲線，制動軸初始轉速相同時，隨著磁流變液溫度的升高，制動時間會延遲，制動力矩也會受溫升影響。

3 試驗準備

3.1 磁流變液制備

τB=-229.74B5+459.130B4-473.096B3+

339.914B2+6.433B+0.185

(10)

制備的磁流變液性能參數如表1所示。

3.2 樣機制造

選擇某公司額定載重量為320 kg的曳引電梯作為本研究制動裝置的設計依據，可得制動裝置所需的制動力矩應大于312.25 N·m。圖16為裝配完成的能量回饋式制動器樣機和其內部的饋能實際結構，其左側為發電結構與饋能輸出線路。

圖14 不同磁流變液溫升時制動裝置轉速及制動力矩變化曲線

圖15 磁流變液性能曲線

表1 磁流變液的性能參數

圖16 樣機與內部饋能結構

3.3 樣機測試平臺的搭建與方案設計

樣機測試平臺實物圖如圖17所示。電機安裝在消聲室外部，為試驗平臺的動力部分，試驗臺上制動裝置通過聯軸器與電機連接，制動軸特性則由扭矩/轉速傳感器測得。為了更加準確測試相關數據，擬使用包括數據采集卡、溫度傳感器、紅外熱成像儀、噪聲采集系統等器件進行輔助測試。

圖17 樣機測試平臺

根據圖18、圖19所示性能測試方案簡圖，擬對制動性能、發電性能、溫升、噪聲特性進行測試。測試系統適用于所設計的能量回饋型磁流變制動器的測試，并可以對其饋能進行研究。曳引電梯工作過程具有間歇性和速度不確定性，當電梯處于制動軸非制動工況即制動器為空載工況時，速度傳感器將時變速度參數傳遞給電機，利用變頻系統模擬電梯上下運行的速度特性；能量回饋模塊回收能量后會直接給蓄能裝置充電。試驗過程中，制動軸的轉速由速度測速儀直接測得；電壓表、電流表可以隨時讀取不同轉速下的電流、電壓值，并且通過與能量回饋模塊相連的示波器可以測得其波形變化特性。為同步進行噪聲測試，把制動裝置外其他噪聲源降至最小，將變頻系統和電機部分安置于消聲室外部[21]，利用傳動軸和聯軸器與試驗樣機相連。

圖18 制動裝置性能測試平臺

圖19 饋能測試系統簡圖

圖20 空載力矩變化曲線圖

4 試驗結果與分析

4.1 制動性能測試

電梯處于非制動狀態時，制動裝置空載工況0～400 r/min下空載力矩如圖20所示，空載力矩呈線性增大趨勢，低速運行時空載力矩約為10 N·m；400 r/min 高速運行時，空載力矩可達43 N·m。

制動工況時，制動裝置輸出穩定持續的制動力矩使電梯轎廂停止到指定樓層,試驗以0.2～0.8 A的勵磁電流、0～400 r/min轉速為參數變量，對制動裝置的制動性能進行測試，如圖21所示。所設計的制動裝置在調整到一定電流后，制動力矩隨著轉速的增大而增大，當高速運行時，能夠提供安全可靠的制動力矩。

圖21 制動力矩與勵磁電流、轉速的變化曲線

4.2 發電性能測試

如圖22所示，在制動裝置空載運轉過程中，轉速從0開始，每增加50 r/min測量一次電壓值，直至轉速達到400 r/min，將數據導入MATLAB中，整理得到電壓電流特性曲線，并通過直接負載法測得測饋能的實測效率隨轉速提高而提升，電池兩端電壓的測量顯示，充電前10 s電壓振蕩較大，振蕩范圍約為0.5 V，但經過持續充電，振蕩幅值逐漸降低，且基本處于穩定狀態，說明所設計的電路穩壓效果良好。

4.3 溫升和噪聲特性測試

首先對制動裝置進行空載工況下的溫升測試[24]，設定制動軸轉速為400 r/min。圖23中可以看到，隨著制動裝置工作時間的增加，工作區域磁流變液的溫度Te也不斷升高，從最開始常溫20 ℃到運行20 min時的31 ℃左右，整體狀態良好。紅外成像儀測得的溫升變化圖明顯看到，內嵌發電模塊的外殼首先進行升溫，并且隨著制動裝置運行時間的增加，發電模塊外殼的溫度不斷增加，連續運行20 min時達到39 ℃，由于外殼采用了導熱性能較好的Q235，加之制動模塊空載運行的溫升，所以制動器模塊磁軛部分溫度也相對較高，達到25 ℃。結果表明，制動裝置進行長時間空載運行，能量回饋模塊由于工作狀態會有大量熱量產生，而制動器模塊溫度較低，總體對磁流變液性能影響不大。

圖22 發電性能試驗結果圖

制動裝置長時間制動工況下的磁流變液溫升曲線圖，如圖24所示，設置轉速400 r/min、勵磁電流0.8 A。有水冷系統參與的制動工況下的溫升速度比之前自然風冷狀態慢很多，從紅外溫升圖對制動裝置殼體溫升進行分析，制動裝置處于制動工況時，處于靜止狀態的能量回饋模塊溫度變化不大，但隨著制動時間的增加，制動器模塊的溫度持續升高，熱量由內部磁流變液工作區域通過熱傳導擴散至外部，其中磁軛尤為集中。在制動5 min時，承載發電模塊的杯腔部分外殼溫度為29 ℃左右，制動器模塊磁軛部分溫度已達到60 ℃，為有效保證水冷的效果，要及時更換冷卻液以降低溫升速度。綜合制動器內外溫升變化趨勢，可以看到制動裝置在長時間制動過程中仍能保證處于安全工作溫度范圍內，滿足制動性能要求[25]。

圖23 空載情況下溫升

圖24 長時間制動情況下溫升

4.4 噪聲特性測試

制動裝置制動器模塊處于空載工況下的噪聲分布值，如圖25所示，此過程中由于電梯沒有制動，所以暫時關閉為水冷提供動力的水泵，可以看到48.233 dB為最大噪聲值，主要分布在頻率0.450～1.2 kHz之間。

圖25 空載工況時聲壓級A計權1/3倍頻程分布

制動工況下的噪聲分布值，如圖26所示，此時制動器模塊處于制動工況，工作間隙會迅速升溫，水泵開啟為裝置進行水冷，測得噪聲主要分布在頻率1～5 kHz之間，最大值57.857 dB。參考GB/T 10059—2009電梯試驗方法噪聲級規定，一般電梯噪聲不高于80 dB，兩種工況下制動裝置噪聲遠低于標準，符合國標規范，相比于傳統的曳引電磁式制動器，能量回饋式磁流變制動器具有更低的噪聲。

圖26 制動工況時聲壓級A計權1/3倍頻程分布

5 結論

研究一種適用于曳引電梯且具有能量回饋功能的新型磁流變制動器，并加工樣機對其進行了測試，主要結論如下：

(1) 將制動機構與能量回收模塊耦合實現一體化設計，在不增加額外體積的情況下，實現對結構運動能量回收；

(2) 對其制動性能進行理論分析與試驗驗證，空載工況空載力矩達到了43 N·m，磁感應強度為0.65 T時，制動力矩達到380 N·m；

(3) 能量回收性能測試結果表明，40%額定轉速下空載電壓18 V左右，饋能效率接近50%，且隨著轉速增加呈上升趨向，預測額定轉速時饋能效率在70%以上；

(4) 水冷系統可使得制動裝置在空載工況下以400 r/min運行20 min時，制動器模塊工作區域的最高溫度達到39 ℃，當制動裝置連續進行制動5 min時，測得制動器模塊的工作區域溫度迅速升高達到60 ℃ 左右，發電模塊溫度測得為29 ℃，兩種工況下的溫升均處于材料的許用溫度范圍；

(5) 饋能式磁流變制動器具有更低的噪聲，測定最大的噪聲為57.875 dB，遠低于國家標準規定的80 dB。