曳引电梯磁流变制动装置的温度特性研究

郑祥盘　陈凯峰　陈淑梅

福州大学，福州，350116



曳引电梯磁流变制动装置的温度特性研究

郑祥盘陈凯峰陈淑梅

福州大学，福州，350116

针对现有曳引电梯使用的机械式制动器存在的运行冲击大、噪声大的缺点，设计了一种新型磁流变制动装置。该装置具有双线圈结构，且考虑了有利于整体散热的冷却液流道，满足电梯制动应具有的较大的制动力矩和良好散热功能的要求。基于装置的热传导过程数学模型，采用有限元法对装置空载运行和紧急制动典型工况的温度场进行数值仿真分析，研究采用水冷却提高装置散热性能的有效性，揭示典型工况下装置关键部位的温度变化规律，并通过实验方法验证其是否处于合理的工作温度范围。仿真与实验研究结果表明：在典型工况下，温度对曳引电梯磁流变制动装置的制动力学性能有较大影响，所设计的有效冷却条件使装置能满足电梯运行工况要求。

曳引电梯；磁流变；制动器；温度

0　引言

磁流变液是一种新型智能材料，主要由金属软磁性颗粒、基液和包覆在颗粒表面的稳定剂构成[1]。由于具有反应迅速、变化可逆、易于控制等特点，磁流变液在机械传动、阻尼振动控制等领域得到越来越广泛的研究与应用[2-3]。

现有曳引电梯制动装置采用的是机电接触式抱闸制动器，装置存在振动冲击大、噪声大及安全保护不足的缺点，无法实现更高的乘运舒适性和安全要求，是电梯噪声投诉、电梯故障与事故的主要根源之一[4]。采用基于磁流变技术的制动装置具有工作噪声小、制动平稳、响应速度快等优点，故若将基于磁流变效应产生制动力矩的制动装置应用于曳引电梯，可望解决曳引电梯制动存在的上述问题。

然而，在高温环境条件下磁流变液的流变效应下降、剪切应力变化不可控，甚至会因此导致装置失效，这些因素限制了磁流变制动装置的工程化与产业化。温升问题对磁流变技术工程应用的影响研究越来越受到关注。Kavlicoglu等[5]设计了最大制动力矩为200Nm的多盘式磁流变制动器，并建立温度模型通过仿真和实验手段研究温度对制动力矩的影响；Park等[6]采用以磁场、流场及温度场有限元分析结果为基础的优化方法设计了双盘式结构磁流变制动器，并联合滑模控制器对汽车模型的制动过程进行仿真分析，结果表明该制动器能快速地实现汽车防抱死功能；Jedryczka等[7]利用数值计算方法对研制的一种混合激励的磁流变制动器进行了磁场、流场及温度场的多场耦合分析；田祖织[8]采用数值计算方法研究了磁流变传动装置的温度场分布规律及其对制动力矩的影响，并通过实验发现温度过高将减小磁流变液的剪切屈服应力，从而导致其传动性能下降；陈松等[9]分析了温度对磁流变液及其剪切应力的影响，并采用有限元法对传动装置工作时的温度场进行了分析；王程[10]采用有限元方法对用于汽车的磁流变缓速器温度场进行了研究，并采用实验方法分析了温升对装置缓速性能的影响规律。

本文针对现有电梯使用的机械式制动器存在的缺点，设计了一种新型磁流变制动装置应用于曳引电梯。

1　曳引电梯磁流变制动装置的设计

1.1曳引电梯磁流变制动装置的工作原理

曳引电梯制动装置具有“零速抱闸”的特点，即在正常工作中，减速过程由电梯的速度控制系统来控制，而不是依赖制动器进行制动，但要保证紧急工况时制动电梯停止运行。

图1为用于曳引电梯的圆柱式磁流变制动装置结构原理简图。制动器的外壳体和转盘作为极板，它们中间充满磁流变液[6-8]。当线圈不通电时，在外壳体和转盘中间的磁流变液保持其流动性能，不影响主轴的回转运动，电梯正常运行；当线圈通电后，在空间产生磁场，磁流变液发生流变效应，铁磁颗粒被磁化连接成链，磁流变液变成类固体。这时，转盘转动就要剪切这些“铁链”，因而加大了转动的阻力，起到了制动的作用，保证电梯可靠制停(即紧急制动)。

图1　磁流变制动装置结构示意图

用于曳引电梯的磁流变制动器不同于传统的制动装置(依靠机械部件刚性摩擦消耗制动能量)，它以磁流变液作为制动工作介质，利用磁流变液在磁场下产生的黏度和剪切屈服应力来实现制动，电梯所需制动力矩的大小可以根据磁场的强度进行快速“柔和”控制。

1.2曳引电梯磁流变制动装置的结构模型

设计用于曳引电梯的磁流变制动装置主要由磁流变液、磁轭、线圈、隔磁环、制动轴、制动轮等组成，其特点是采用双线圈结构保证磁流变液间隙具有较大的磁场强度以实现更大制动力矩，其结构如图2所示。在电梯制动过程中磁流变制动器会产生大量的热量，这会影响到它的持续工作。因此，除了选择热导率高的材料外，有必要采取一定的散热措施。由于电梯工作时制动装置功率较高，发热量较大，选择水冷的方式设计冷却流道，建立简单的冷却系统，以保证制动装置处于良好可持续的工作状态。

1.轴　2.轴承　3.挡圈　4.外侧板　5.磁轭侧板6.隔磁环　7.线圈　8.磁轭　9.转子筒　10.转子侧板11.内侧板　12.转子套筒　13.唇形密封圈　14.轴承挡圈图2　曳引电梯磁流变制动装置结构图

装置的冷却流道如图3所示，在定子转子容腔两侧均设置两块铝挡板，内侧板密封磁流变液，外侧板在起到固定轴承外圈作用的同时与内侧板形成空腔结构，这样在接近磁流变液的轴向两侧，就有空间容纳较多的冷却水。另外，冷却水需流动起来以循环带走热量，在贴近磁流变液间隙的定子磁轭中，轴向开6个贯通孔，将两侧的空腔连接起来，一侧作为进水腔，另一侧作为出水腔。冷却水通过水泵从一侧进入进水腔，经过磁轭中的6个贯穿孔从出水腔流出，在冷却水流动时把磁流变制动器工作产生的热量带走，确保制动器处于良好可持续的工作状态。

图3　冷却流道示意图

2　数值仿真计算

2.1计算参数

根据标准GB7588-2003《电梯制造与安装安全规范》，选择某型额定载重量为320kg的电梯制动器为设计目标，磁流变制动装置圆盘内外径分别为98.5mm、100mm，有效工作间隙长度为100mm，磁流变间距厚度为1.5mm。该装置所用的材料物理属性如表1所示。

表1　材料物理属性

2.2有限元计算模型

2.2.1边界条件

(1)初始条件为磁流变制动装置在t=0时刻各点温度θ0，取θ0=25 ℃。

(2)工作间隙内的热传递。制动过程中磁流变液产生的制动热量直接传递给外壳体。磁流变液与外壳体之间的热通过传动轴、轴承和端盖散发给空气。

(3)线圈的热传递。励磁线圈损耗功率产生的热量由线圈的外表面散发到传动装置壳体中，通过线圈发热功率计算公式，可以计算出线圈发热功率:

Pc=I2Rc=44.5 W

(1)

式中，I为线圈通电电流；Rc为线圈电阻。

(4)外壳体的热传递。外壳体表面与空气之间的热传递方式为自然对流换热和辐射换热[8]。空气的自然对流传热系数α=3～10 W/(m2K)。对于大空间自然对流换热，有

(2)

根据式(2)，可求得外壳体自然传热系数：

其中，kp为流体热传导率，L为特征长度。

(5)传动轴的热传递。传动轴与空气之间的对流传热受传动轴转速的影响。转速越快，传动轴表面与空气的换热越剧烈，其传热系数可由下式计算得到：

(3)

式中，ns为轴的转速；ds为换热面的直径。

(6)轴承表面的热传递。一般情况下，内部零件间的热辐射很小，可以忽略。轴承工作时处于旋转运动状态，因此和周围介质的对流换热属于强制对流换热类型，其对流传热系数采用下式进行计算：

(4)

式中，u为轴承的旋转线速度。

(7)冷却水道壁面的热传递。由于水道拐角、折弯等原因，冷却水在环形管道中的流动很复杂，导致拐角处的局部散热系数计算很复杂。本文忽略这些因素，认为冷却水道内的散热是均匀的。冷却水道壁面平均散热系数为

(5)

式中，vw为水流速度；θw为水的平均温度；d为管径。

由式(5)计算可得，冷却水道壁面的平均散热系数α3=8502.01 W/(m2K)。

2.2.2装置生热率计算

假设该磁流变制动装置材料物理属性不随温度变化，边界条件保持恒定，计算线圈通电发热功率以及磁流变液制动过程中的发热功率。

励磁线圈的功率损耗为

Pcoil=UI

(6)

式中，U为加载电压。

所对应的生热率为

(7)

式中，rc1、rc2分别为线圈内外半径；Vc为励磁线圈体积；Lc为磁流变液轴向长度。

在紧急制动工况下，曳引电梯磁流变制动的热载荷除了有空载运行工况的功率损耗外，还有磁流变效应产生的制动功率损耗。此时，算出磁流变制动装置的生热率为[8]

(8)

式中，Tb为磁流变制动器产生的制动力矩；n为转子盘的转速；ω为制动转子的角速度；r1为转子外圆半径；δ为磁流变液间隙宽度；τM为磁流变液的磁致剪切应力。

2.3计算仿真分析

2.3.1空载运行工况

曳引电梯轿厢与对重能作相对运动是靠曳引绳和曳引轮间的摩擦力来实现的，这个力即为曳引力。电梯空载运行时轿厢内无载荷，曳引绳与曳引轮绳槽间的摩擦力较小，此时是曳引电梯较为不利的工况。根据曳引电梯磁流变制动装置结构特点，结合生热率和边界条件，采用有限元软件ANSYS分别仿真自然风冷、强制风冷以及循环水冷三种散热状态下装置空载运行的稳态温度场分布。

在自然风冷散热条件下，空载运行时装置的稳态温度场分布如图4所示。由图4可看出，在自然风冷散热条件下装置的整体温度高，散热效果不理想。其中，最高温度点位于磁流变液内，最高温度为424 ℃；最低温度点位于传动轴两端，最低温度为397 ℃。由于磁流变液的工作温度范围为-30～150 ℃，励磁线圈的工作温度为0～155 ℃。显然，磁流变液和励磁线圈的温度已大幅超过其正常的工作温度范围。因此，自然风冷散热条件下装置不符合电梯运行的工作要求。

图4　自然风冷条件下装置的稳态温度场分布图

图5　强制风冷条件下装置的稳态温度场分布图

在强制风冷散热条件下，空载运行时装置的稳态温度场分布如图5所示。由图5可知，在强制风冷条件下，装置的散热稍有改善，但是最高温度依然达到122 ℃。最高温度点位于磁流变液内；最低温度点为传动轴两端，最低温度为97 ℃。虽然磁流变液和励磁线圈的温度均处于正常温度范围内，但是在空载条件下，磁流变液材料的温度就已超过110 ℃。由于磁流变装置的制动功率远远大于空转损耗功率，因此，在制动工况下磁流变液的温度将会超过其正常的工作温度范围。所以，强制风冷散热条件下的磁流变制动装置也难以满足电梯的工作要求。

在水冷散热条件下，空载运行装置的稳态温度场分布如图6所示。由图6可知，靠近冷却水道的隔磁壳体外侧的温度较低，而转子筒外侧的温度较高；最高温度为34.3 ℃，位于磁流变液内；最低温度为25.0 ℃，位于外壳等地方；而励磁线圈的温度为28 ℃左右。显然，与自然风冷或强制风冷相比，水冷散热时磁流变液和励磁线圈的工作温度都有大幅度的降低，且距磁流变液和励磁线圈的最高许可工作温度有较大的余量，能确保电梯在运行过程中装置具有足够的制动热冗余量。

图6　水冷散热条件下装置的稳态温度场分布图

综合对比上述三种散热方式发现，对于制动装置的发热状态，水冷散热是非常必要的，且水冷却后的磁流变制动装置能够满足曳引电梯持续运行工作要求。

2.3.2紧急制动工况

为了观察装置紧急制动过程中磁流变制动装置的温度场变化，取紧急制动过程5.6 s内装置的内部温度场分布进行分析。实验台中的曳引主机以正常额定速度运行，突然实施制停。图7显示了在紧急制动后5.6 s时间内磁流变最高温度和励磁线圈的温度变化规律。从图7可知，制动开始时刻磁流变液温度迅速升高，在1.25 s左右达到最高温度116 ℃；随着制动功率的下降，温度开始下降；至2 s左右制动完成后，装置处于散热状态，温度继续下降，到5.6 s左右温度已降到52 ℃以下。开始制动后，线圈温度缓慢上升，在2.25 s后，上升趋势趋于平缓，稳定在32 ℃左右。

图7　紧急制动后磁流变液材料与装置最高温度变化图

图8为装置瞬态温度场分布图，由图可知：①磁流变液体剪切产生的热量朝两侧的磁轭、转子筒和侧板散发；②1.25 s时，等温线较密集，热量有所聚集，装置内最高温度达到116 ℃左右；③随着时间推移，热量进而向四周散发，等温线逐渐拉开距离；④随着转速、制动功率的下降以及热量的散发，在6 s时装置内最高温度约54 ℃左右。

(a)t=1.25 s

(b)t=6 s图8　装置瞬态热分析二维结果图

综上所述，电梯紧急制动时初始阶段装置的制动功率全施加在磁流变液材料上，因此磁流变液材料温度迅速升高，之后随着散热过程进行，热量由装置往外扩散，装置温度分布区域均匀并趋于稳定。

3　实验验证

3.1测试平台总体结构

根据磁流变制动装置的温度特性仿真分析结果和电梯工作特点，搭建永磁同步曳引机共直流母线互馈对拖测试实验台，如图9所示，主要由曳引主机、负载曳引机、磁流变制动装置、扭矩传感器、电梯井道信息仿真实验台、变频器及相关测试仪器等组成。

图9　测试实验台示意图

装置测试平台的现场图片如图10所示。磁流变制动装置的温度信号由红外热成像仪和热电阻温度传感器测得，转速转矩信号由转速转矩传感器进行采集。该实验平台通过设置不同的实验条件对磁流变制动装置的制动功能及温度、转矩等性能参数进行测试。

图10　装置测试实验平台

3.2温升特性测试

在实验过程中，使用红外热成像仪(型号为testo 885-2)记录装置的整体外部温度，且分别在两个外侧壳体上端安装热电阻温度传感器以记录工作间隙内磁流变液的温度变化。

3.2.1空载运行工况的温度变化

在强制风冷散热条件下，电梯以额定转速60 r/min空载运行20 min，用红外热成像仪拍摄的装置整体温度变化如图11所示。由图11可知：装置的整体温度分布均匀；最高温度点位于外侧壳体与冷却水套安装的内外边缘，这两处地方为冷却水流道的密封位置，由于密封胶散热系数低，因此导致此处热量聚集，难以散发；运行20 min后装置外壳最高温度达到67.7 ℃，难以满足电梯长期持续运行工况要求。

图11　强制风冷散热条件下空载运行装置的整体温度变化

图12所示为强制风冷散热条件下磁流变液材料与装置外部最高温度随时间的变化规律。由图12可看出，磁流变液的温度随运行时间增加而升高。由于外部最高温度点位于密封磁流变液的外部壳体，因此两者温度相近，趋势相同。在20 min内，磁流变液的温度由26 ℃升高至76 ℃，且增幅没有放缓的趋势；如果运行时间继续增加，磁流变液将突破其许可工作温度导致剪切力学性能下降。因此，强制风冷散热条件下装置难以满足电梯长期持续运行要求。

图12　强制风冷散热条件下磁流变液与装置温度随时间的变化关系

图13是水冷散热条件下电梯以相同转速60 r/min空载运行20 min过程中的装置外部温度变化图。其中，冷却水温度为18 ℃，流量为10 L/min。由图13可知，装置的整体外部温度分布均匀，10 min以后温度基本稳定在55 ℃以内，其整体温度范围显然更低，说明水循环起到了较好的散热作用，电梯在空载工况下装置工作正常。

图13　空载运行水冷散热装置的整体温度变化

图14是水冷散热下磁流变液材料与装置外部最高温度随时间的变化关系图。由图14可知，磁流变液与装置外部最高温度的上升趋势相同，温度相近。在20 min的空载运行过程中，磁流变液的温度由27 ℃升高至50 ℃，温升为23 ℃。同时，随着运行时间的增加，磁流变液的温度逐渐趋于平稳。由此可见，水冷散热方式下装置能较好地满足电梯运行工作要求。

图14　水冷散热条件下磁流变液体与装置温度随时间的变化关系

温度变化会影响装置磁流变液剪切屈服应力和黏度[9]，从而影响装置的力学性能。图15是风冷散热及水冷散热方式下装置空载力矩随运行时间的变化关系图。由图15可知，空载力矩随着装置运行时间的增加而逐渐下降。原因是随着装置的运行，磁流变液的温度逐渐升高，零场黏度下降，从而导致了空转力矩的下降。因此，在自然风冷散热条件下，空载力矩的减小幅度较大，空载力矩由42 Nm减小至23 Nm；在水冷散热条件下，空载力矩由41 Nm减小至30 Nm。

图15　空载力矩随时间的变化

3.2.2紧急制动工况的温升特性

电梯额定速度运行工况下紧急停止，记录紧急停止工作过程5 s至5 min时段内装置以及磁流变液的温度变化。因紧急停止至5 s时装置还未散热，能真实反映装置温度。图16是前5 min紧急制动工况运行时装置的外部整体温度分布图，在散热作用下装置温度稳定在55 ℃左右。由图16可知，整个装置运行过程中，温度最高的位置为装置的内侧工作区域，其次是隔磁壳体外侧的非水套部分，说明内侧温度不断往外侧壳体扩散。外侧水套温度最低，说明水循环起到了较好的散热作用。同时由于电梯停止运行，散热作用下装置温度随时间逐步降低。

图16　紧急制动工况下装置温度分布图

图17所示为长时间紧急制动工况下磁流变液温度变化曲线以及励磁线圈温度变化曲线。由图17可以看出，在紧急制动工况下，磁流变液温度在初始时间段内急速升高，随着时间增加，在水冷却的作用下，磁流变液温度升高较为缓慢，在紧急制动的几秒内磁流变液温度升高在允许范围内。同时，随着时间增加，励磁线圈温度不断上升，但是温度均低于50 ℃，满足电梯与磁流变液体使用条件要求。与图7仿真结果比较可看出，在仿真计算结构的磁流变液温度比实际温度略高，造成这一现象的主要原因是制造装配时空气隙导致磁场强度降低，进而在降低制动力矩的同时降低了单位时间内磁流变液的发热量。

图17　长时间紧急制动工况下磁流变液及励磁线圈的温度变化

图18所示为电梯实施紧急制动过程中装置持续制动时制动力矩的变化曲线。由图18可知，在制动初期因制动产生的急剧温升，制动力矩出现了较大的减小，随后制动力矩逐渐趋于稳定；最终，装置的制动力矩由470 Nm降低至400 Nm，降低幅度达到15%。其原因是在制动过程初始阶段，磁流变液以及转子盘的温度迅速升高，工作区域温度接近100 ℃，导致了磁流变液的黏度及转子的电导率降低，造成制动力矩的减小。随着制动时间的增加，温度逐渐趋于平衡，因此制动力矩也逐渐趋于稳定。由此可见装置的制动力矩对温度的敏感性较高，加强工作区域的散热有利于防止制动力矩的减小，提高装置的工作时间与可靠性。

图18　电梯紧急制动工况下装置持续制动时制动力矩的变化

4　结论

(1)针对曳引电梯磁流变制动装置工作时的发热问题，结合其结构特点设计了冷却水流道，建立了装置热传导过程的数学模型，并采用ANSYS软件仿真分析了电梯空载运行与紧急制动工况过程中装置的温度变化特性。

(2)以永磁同步曳引机共直流母线互馈对拖测试平台为实验硬件基础，用红外热成像仪和热电阻温度传感器记录了装置与磁流变液的温度变化。实验表明，由于磁流变液以及转子盘的温度迅速增大，导致制动力矩的值随着温度的升高出现小幅下降，制动力矩降低至400Nm。

(3)水冷却后的磁流变制动装置仿真计算与实验均得到电梯在空载运行与紧急制动典型工况下稳定工作温度不超过60 ℃的结果, 满足磁流变液材料使用与电梯运行工作要求。

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(编辑卢湘帆)

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

中央财政支持高校发展专项资金资助项目(闽教财[2012]788号);福建省科技重大专项(2011HZ06-1);福建省科技创新平台建设项目(2011H08)

TB381； TH-39

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

郑祥盘，男，1981年生。福州大学机械工程学院博士研究生。主要研究方向为磁流变技术及应用。获市级科技三等奖1项。发表论文10余篇。陈凯峰，男，1990年生。福州大学机械工程学院硕士研究生。陈淑梅(通信作者)，女，1960年生。福州大学机械工程学院教授、博士研究生导师。