双线圈多筒式磁流变制动器散热方式对比分析_谢红阳.pdf

磁性材料及器件 第 54 卷 第 3 期 2023 年 5 月 77 双线圈多筒式磁流变制动器散热方式对比分析谢红阳，吴杰，黄浩(西华大学 机械工程学院，四川成都 610039)摘要：针对磁流变制动器工作时内部热量积聚而导致温度升高，从而影响磁流变液的工作性能，甚至导致制动器失效，采用有限元法对磁流变制动器的温度分布进行仿真。首先探究热量来源，建立温度场分析模型，对不同条件下的散热情况进行模拟，分析制动器的散热情况。结果表明，在稳态滑差生热功率为23.4 W时，自然风冷下，磁流变液的最高温度为130；强制风冷下，风速分别设置为0.25 m/s、0.5 m/s、0.75 m/s、1.0 m/s时，磁流变液的温度分别为96、71、60.7、54.8；强制水冷下，流率为30 ml/min、60 ml/min、90 ml/min、120 ml/min时，磁流变液的温度分别为35.2、31.1、29.6、28.8。当制动器在瞬态滑差生热功率为75.4 W下运行时长为1250 s时，三种工况下磁流变液温度最低分别为：130，97.5，38.3；且在强制水冷下流率120 ml/min时，制动器运行到1250 s，趋近稳态。研究结果为磁流变装置的散热方式设计提供了理论参考。关键词：磁流变制动器；自然风冷；强制风冷；强制水冷中图分类号：TH132文献标识码：A文章编号：1001-3830(2023)03-0077-09DOI:10.19594/ki.09.19701.2023.03.013著录格式：谢红阳,吴杰,黄浩.双线圈多筒式磁流变制动器散热方式对比分析J.磁性材料及器件,2023,54(3):77-85./XIE Hong-yang,WU Jie,HUANG Hao.Comparative analysis of heat dissipation methods for dual-coil multi-cylinder magnetorheological brakes J.Journal of Magnetic Materials and Devices,2023,54(3):77-85.Comparative analysis of heat dissipation methods for dual-coil multi-cylinder magnetorheological brakesXIE Hong-yang,WU Jie,HUANG HaoSchool of Mechanical Engineering,Xihua University,Chengdu 610039,ChinaAbstract:The internal temperature of the magnetorheological brake rises during operation,causing the internal temperature of the brake to build up,thus affecting the working performance of the magnetorheological fluid and even causing the brake to fail.The finite element method is used to simulate the temperature distribution of magnetorheological brakes,firstly,to investigate the source of heat,to establish a temperature field analysis model,to simulate the heat dissipation under different conditions,and to carry out research on the heat dissipation of magnetorheological brakes.The results show that the maximum temperature of the magnetorheological fluid is 130 under natural air cooling at a steady-state slip thermal power of 23.4 W;the temperatures of the magnetorheological fluid are 96,71,60.7,and 54.8 under forced air cooling with the air speed set to 0.25 m/s,0.5 m/s,0.75 m/s,and 1.0 m/s,respectively;the temperatures of the magnetorheological fluid are 35.2,31.1,29.6,and 28.8 under forced water cooling with the flow rate of 30 ml/min,60 ml/min,90 ml/min,and 120 ml/min,respectively.When the magnetorheological brake is operated for 1250 s at a transient slip thermal power of 75.4 W,the lowest magnetorheological fluid temperatures are 130,97.5 and 38.3 under the three operating conditions;and the magnetorheological brake is operated to a steady state of 1250 s at a flow rate of 120 ml/min under forced water cooling.The results of the study provide a theoretical reference for the heat dissipation method of magnetorheological devices.Key words:magnetorheological brake;natural heat dissipation;forced air cooling;forced water cool收稿日期：2023-02-27 修回日期：2023-03-21基金项目：国家自然科学基金资助项目(51805444)通讯作者：吴 杰，男，博士，副教授，硕士生导师，研究方向为磁流变技术及应用 E-mail:磁性材料及器件 第 54 卷 第 3 期 2023 年 5 月 78 1 引言磁流变液(MRF)主要由 2045 vol%的磁性颗粒、载液和添加剂组成1。在强磁场作用下，磁流变液在短时间(毫秒级)内由流动性良好的牛顿流体转变为高粘度、低流动性的类固体；在去掉磁场之后，磁流变液又迅速恢复到最初始的状态。得益于良好的流变效应，磁流变液在机器人工业、车辆工程、高层建筑和桥梁振动控制、机械密封和军工等领域均具有广泛的应用前景2-4。由于磁性颗粒之间相互摩擦，磁流变制动器摩擦副之间转速不同步导致壁面滑移，在滑差工况下，磁流变液温度上升，这将严重影响制动器的传动效率5-7。同时励磁线圈通电产生的热也会使得其内部热量积聚，降低磁流变液的黏度，影响磁流变液性能，使得制动能力下降，甚至导致制动器失效8-9。因此，温升问题在磁流变传动技术上越来越受到关注。郑军10设计了一种回转针翅回转热管对磁流变传动装置进行散热，为传动散热提供了一种有效方法。郑详盘等11采用有限元法对磁流变装置在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，并通过实验方法验证了在典型工况下，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。陈松等12研究了温度对磁流变液及其剪切应力的影响，在此基础上建立了磁流变传动装置的有限元模型，并对传动装置工作时的温度场进行了分析。唐绍禹等13 采用强制风冷的散热方式，降低了的磁流变制动器的温升速度，延长了磁流变离合器的滑差运行时长。吴向凡等14提出了一种新型散热结构，探究了不同水冷散热工况下温度分布特征。磁流变液温度的升高和励磁线圈通电发热会导致磁流变液性能下降，影响制动器的制动效果，因此有必要对温度场进行研究，并采用有效的散热措施。本文以一种以励磁线圈作为激励源的磁流变制动器作为研究对象，基于磁流变制动器的三种散热方式，采取仿真的手段分析其温度特性，探究不同散热模式下温度场的分布情况，在此基础上，对此三种散热方式进行比较，以期为磁流变装置的散热方式设计提供指导。2 制动器结构模型与散热方式2.1 结构模型图1是磁流变制动器的结构模型，其主要由左、右端盖，左、中间、右壳体，左、右线圈，左、右隔磁环，转子，转子圆筒，定子，定子圆筒组成。左隔磁环、转子圆筒1和转子圆筒2通过螺钉固定在转子上；转子通过键连接在传动轴上；定子圆筒、右隔磁环通过螺钉连接在定子上；定子通过螺钉固定在右壳体上；磁流变液充满于转子、转子圆筒、定子、定子圆筒与左壳体、中间壳体形成的密封腔体之中。密封腔体内的磁流变液在多个励磁线圈组产生的磁场作用下在液态和固态之间相互切换。当线圈通电产生磁场，磁流变液在极短的时间内快速反应，变成固态，达到制动效果；当线圈断电时，磁流变液迅速恢复原状，此时制动盘只需要克服磁流变液自身的黏性阻力即可。2.2 三种散热方式磁流变制动器在工作过程中会产生大量的热量，热量主要有两个来源，即励磁线圈通电，磁流变液内部颗粒链间摩擦以及与相邻接触面间摩擦都会导致热量产生。当制动器的内部温度高于130 时，会导致磁流变液失效，从而影响制动器的制动性能。因此，本文在设计磁流变制动器时，采用了导热率较高的材料，同时分别对磁流变制动器采取了自然散热、风冷散热、水冷散热的方式进行处理。1-传动轴 2-左端盖 3-左壳体 4-中间壳体 5-挡水板 6-出水口 7-冷却水 8-左线圈 9-左隔磁环 10-磁流变液 11-转子圆筒 12-右隔磁环 13-定子圆筒 14-右线圈 15-右壳体 16-右线圈 17-右端盖 18-转子圆筒 19-进水口 20-定子 21-转子图1 磁流变制动器的结构示意谢红阳等：双线圈多筒式磁流变制动器散热方式对比分析 79 磁流变制动器的三种散热方式如图2所示。图2a中，自然风冷散热时将磁流变制动器置于空气中，不对其做任何的散热处理。图2b中，强制风冷散热时，在制动器的右端设置一水平风道模拟其在通风良好的室内的散热情况，向磁流变制动器的左端输入风量，由强制对流带走制动器工作时产生的热量。图2c中，强制水冷散热时，水冷通道由左右挡水板、中间壳板以及进水口、出水口组成，左右挡板和中间壳板形成的空腔结构能够容纳较多的冷却液，冷却液经水泵从进水口进入，以保证整个水冷通道充满冷却液，然后冷却液由出水口流出，将制动器工作时产生的热量循序不断地带走，以保证制动器处于良好的工作状态。3 三种散热方式温度分布数值仿真计算3.1 模型和材料参数为提高计算速度，采用简化模型，忽略轴承、螺栓、螺母对温度分布的影响，得到如图3所示的仿真模型截面图。考虑到实际应用中制动器需要的制动力矩较大，在设计时，增加了工作间隙的个数，与以往的磁流变制动器相比，能够产生相对较大的制动力矩。所设计的磁流变制动器采用多筒式的结构进行力矩的传动，为了研究所设计的双线圈磁流变制动器的温升情况，对其进行有限元分析。模型中各部分材料参数如表1所示。3.2 仿真边界条件3.2.1 三种散热方式共有边界条件(1)初始条件设置为磁流变制动器在t=0时刻的室内温度T，取T=25。(2)线圈的热传导。由于制动器制动导致励磁线圈产生的热量是直接由制动器内部传导至外部壳体，线圈的功率损耗：Pa=I2Ra(1)式中：I为通电线圈的电流，Ra为线圈电阻。线圈所对应的生热率：a=PaVa=Pa()ra-rb2H(2)式中：Va为励磁线圈体积，ra、rb分别是线圈的外圈、内圈半径，H为励磁线圈绕制好后的高度。(a)自然散热(b)风冷散热(c)水冷散热图2 磁流变制动器的三种散热方式示意图(a)自然散热和风冷散热仿真截面(b)水冷散热仿真截面图3 双线圈多筒式磁流变制动器的模型截面图表1 模型各部分的材料参数材料铜不锈钢铝低碳钢磁流变液水空气密度/kgm3894078002700780030909770.946热导率/Wm21400292384610.60.03比热容/Jkg11385460900460100041801001磁性材料及器件 第 54 卷 第 3 期 2023 年 5 月 80(3)磁流变液工作区域之间的热传导。磁流变液在制动过程中会产生制动热量，由于外壳体直接与流变液接触，所以制动时产生的制动热量会直接传导至外壳体，另一部分制动热量再继而通过定子、转子、输出轴等传导至空气。制动器零部件的热量变化值：Qa=cmt(3)式中：c是制动器零部件的比热容，m是制动器零部件质量，t是温度差。制动器零部件表面的热量变化值：Qb=kat(4)式中：k为总导热系数，a为传热面积。本文设计的制动器，工作间隙有圆盘式与圆筒式两种，其中圆盘式的制动力矩可以表示为：Tb1=ARdS(5)式中：A是工作间隙的面积，R是磁流变液工作半径，是传动盘所受剪切应力。圆筒式的制动力矩可以表示为：Tb2=RaRb2dR(6)式中：Ra是工作间隙内半径，Rb是工作间隙外半径。除线圈生热外制动器热量来源还有磁流变液剪切生热、密封圈与轴承处摩擦生热。其中密封圈与轴承额生热热量较小，通常都忽略不计，而磁流变液在剪切效应下的发热功率可表示为滑差生热功率：PMR=2nTb60(7)磁流变液在对应滑差生热功率下的生热率15：b=PMRVMR(8)式中：n为制动器转速，VMR为磁流变液的体积。(4)传动轴的热传导。由于传动轴与空气之间直接接触，所以传递轴的转速的高低直接影响传递轴与空气之间换热，转速越高，传动轴和空气之间的换热更剧烈。传热系数15为：=28(1+0.45nsds60)(9)式中：ns为轴的转速，ds 为换热面的直径。3.2.2 三种散热方式不同边界条件自然散热下受接触面积制约，外壳体的表面和空气是直接接触的，二者之间的传热方式是辐射换热和自然对流换热，此时换热系数不超过10 W/(m2/K)；同自然风冷相比，强制风冷散热时是利用风扇将制动器产生热量带走，二者之间的散热方式是辐射换热和强制对流换热，风冷散热的换热系数极限约为40 W/(m2/K)16。水冷散热同风冷散热相似，但是散热能力比风冷高出12个数量级。3.3 网格划分对磁流变制动器模型进行有限元网格划分，内部主要区域网格划分如图4所示，其中磁流变液区域、风冷区域、水冷区域的最小单元质量分别为0.1129、0.1042、0.1789，三处网格都较为精细，保证适当解析几何度的同时也满足计算精度。4 三种散热方式下的温度场仿真分析4.1 自然散热4.1.1 稳态衡量磁流变液性能的重要指标之一是其许用温度，根据这一特点，选择的磁流变液型号为MRF-350，其可以在30 到130 的范围下工作。本文所设计的磁流变制动器产生的剪切应力由各工作间隙间的磁流变液传导，首先对各间隙的磁流变液进行分析，制动器共有L1、L2、L3、L4、L5、L6 6个间隙，各个间隙温度的测温线如图5a所示。剪切应力主要是由L2、L3、L5、L6间隙中的磁流变液来传导，所以L1、L4两间隙在工作时的温度是低于L2、L3、L5、L6的，进而对L2、L3、L5、L6四个间隙处温度进行分析，如图5b所示，以制动器的正面为中心绘制得到滑差发热功率为23.6 W时制动器的稳态截面温度分布，可以看出，磁流变制动器截面上温度最高值和温度的最低值相差不大，且温度最高点和温度最低点分布较远，温度最高点出现在L5间隙上，温度最低点位于远离磁流变液的输入轴端处，且温度最大值是130.4，温度最低值是127.7，温度最大差值为2.7，这说明所设计的磁流变制动器在稳态下最大滑差生热功率略低于23.6 W。如图6所示，当滑差生热功率为23.6 W时，L5的最高温度高于其他5个间隙，出现这种现象的原因是：磁流变离合器工作时热量的来源是励磁线圈通电发热和磁流变液剪切生热产生的，并且磁流变液在工作时剪切生热是主要的热量来源；进一步地，磁流变液位于结构内部与转子圆筒直接接触，谢红阳等：双线圈多筒式磁流变制动器散热方式对比分析 81 无法通过空气或冷却装置直接散热，只有通过与转子圆桶接触的其他零部件传导热量，热量不能及时散掉，散热的速度更慢，进而制动器在工作时最高温度位于L5间隙。4.1.2 瞬态对磁流变制动器在短时工作状态下进行温度场分析，磁流变液在短时内的生热相较于长时间的运行下，温升更小，可以传递更高的功率，选取图5中的工作间隙L5作为研究的主要对象，结果如图7所示，磁流变液中最开始时就聚集热量，使得工作间隙的温度不断上升，热量通过零部件进而传导至整个制动器。制动器温度最高点仍然出现在工作间隙L5中；在任意时刻，制动器的最低温度都出现在轴端上，这是由于输入轴在工作时处于旋转状态，与周围的空气存在强制对流，因而轴端的温度低于制动器其他部位。不同滑差生热功率下的磁流变液温度分布如图8所示，在室温25，取滑差生热功率分别为33.7 W、54.5 W、75.4 W，磁流变液在其对应的工况下，分别可以运行 6250 s、2250 s、1250 s。考虑最大力矩情况，将电流大小设置为1 A，当滑差生热功率为75.4 W时，磁流变制动器最大工作时长为1250 s。以上结果表明，本文设计的磁流变制动器，随着滑差生热功率的增大，磁流变液在保证不失效的前提下，制动器运行时间随着滑差生热功率的增大而缩短，很大程度限制了制动器的应用。结合输入轴旋转对温度的影响，如果给制动器外加强制风冷，在一定程度上能够缓解制动器由于温度升高带来的影响。(a)磁流变液区域(b)风冷局部区域(c)水冷区域图4 制动器主要区域网格(a)磁流变液间隙(b)二维温度分布图5 磁流变液间隙和二维温度分布0510152025303540128.6128.8129.0129.2129.4129.6129.8130.0130.2130.4 L1 L2 L3 L4 L5 L6温度T/长度d/mm 图6 自然散热磁流变液工作间隙稳态温度磁性材料及器件 第 54 卷 第 3 期 2023 年 5 月 82 4.2 风冷散热4.2.1 稳态根据上文分析，结合磁流变制动器的实际使用情况，对装置进行风冷散热处理。不同风速下的制动器截面温度如图9所示，在装置的右侧正对右端盖处设置一处进风口，面积为480 cm2，进口风速分别设置为0.25 m/s、0.5 m/s、0.75 m/s、1.0 m/s。可以看到制动器在靠近进风口一段平均温度低于制动器中段，这说明风冷散热可以改变制动器的温度分布，最高温度此时出现在左线圈处，工作间隙的温度也几乎和最高温度持平。(a)t=750 s(e)t=3750 s(b)t=1500 s(f)t=4500 s(c)t=2250 s(g)t=5250 s(d)t=3000 s(h)t=6250 s图7 自然散热制动器不同时刻二维温度分布图8 自然散热不同滑差生热功率下磁流变液瞬态温度变化(a)0.25 m/s(c)0.75 m/s(b)0.5 m/s(d)1.0 m/s图9 对应不同风速风冷散热制动器的温度分布谢红阳等：双线圈多筒式磁流变制动器散热方式对比分析 83 不同风速下磁流变液稳态温度分布如图10所示，在风冷散热下，滑差生热功率为23.6 W时，当风速分别设置为 0.25 m/s、0.5 m/s、0.75 m/s、1.0 m/s 时，制 动 器 的 温 度 分 别 为 96 、71 、60.7、54.8。最高温度出现在左线圈处，随着制动器不断与其周围的空气强制对流换热，此时，所设计的制动器由于体积较小，制动器内部产生的热量传递均匀，制动器整体温度相对接近。与不外加冷却装置相比，磁流变制动器的最高温度下降了75.2。这表明，在强制风冷条件下，磁流变制动器稳态滑差生热功率可以得到一定程度的提升，从而增大了该装置的应用范围。4.2.2 瞬态图11给出的是磁流变液在不同风速下的最高温度出现节点，由图可知，在强制风冷散热条件下，当滑差生热功率为75.4 W时，在不外加风冷装置时，磁流变制动器可以运行的最长时间为1250 s，当风速分别设置为0.25 m/s、0.5 m/s、0.75 m/s、1.0 m/s时，研究设置中时间单位设置为s，输出温度的时步设置为5，瞬态总求解时长设置为4000 s。制动器运行时间分别延长到 1415 s、1745 s、2175 s、3075 s，分别增加了 165 s、495 s、925 s、1825 s。虽然随着风速的增大，磁流变液温度得到了肉眼可见的降低，但是在实际应用上，无限的增大风速来降低磁流变液的温度在多数应用场合并不可行，因此，有必要探索一种更加适合磁流变制动器的散热方式来解决这一痛点。4.3 水冷散热4.3.1 稳态以进水口所在侧壁面为基准面，取向左为正方向，绘制制动器多切面温度分布情况，图12给出的是水冷散热制动器整体温度分布，对其进行分析，在径向上制动器以及冷却液下端的温度都明显低于上端，这是因为冷却液从制动器下方经进水口进入冷却通道后，随着时间增加，冷却液在径向上不断吸收热量。冷却液内部流速分布如图13所示，进水口一侧的流速呈波纹状减小，出水口的一侧流速逐渐增大，液流通道内部冷却液分布均匀，内部液流0369121518215060708090100110120130温度T/长度d/mm 0.25 m/s 0.5 m/s 0.75 m/s 1 m/s 图10 对应不同风速磁流变液稳态温度分布05001000150020002500300035000501001502003075 s2175 s1745 s1415 s1300.25 m/s0.5 m/s0.75 m/s1 m/s温度T/时间t/s 图11 不同风速下磁流变液瞬态最高温度图12 水冷散热下制动器多切面瞬态温度分布图13 冷却液稳态速度场多切面流速图磁性材料及器件 第 54 卷 第 3 期 2023 年 5 月 84 平缓流速较低，这是因为设计的冷却通道仅在进液的时候才承受冲击。制动器不同流率下流速及温度分布如图14所示，磁流变液剪切生热功率为24.6 W时，在水冷的散热条件下，在冷却液流率为30 ml/min、60 ml/min、90 ml/min、120 ml/min时，冷却液流速分别为3.65 cm/s、7.23 cm/s、10.7 cm/s、14.2 cm/s时，冷却液从冷却通道下方的进水口流进，以保证冷却液充满整个冷却通道，冷却液经冷却通道对制动器降温后从上方的出水口流出，磁流变液最高温度依然出现在工作间隙L5中，最低温度出现在紧贴进水口一面的外壳上，最低温度出现在此处的原因是，此处位于进水口处，进水口的温度保持在室温下，热量最先从此处被带走。图15给出的是对应的流率下磁流变液温度分布，可以看出，制动器在前述4种流率时，最高温度分别为 35.2、31.1、29.6、28.8，与外加强制风冷相比，温度最高下降了26，与不加任何散热装置比，温度最高下降了101.2。4.3.2 瞬态当滑差功率为75.4 W时，在自然散热下制动器在1250 s时温度已经到了130，若继续运行，制动器将失效且随着运行时间的延长，制动器的温度会不断上升。图16给出了对应流率下磁流变液瞬态下温度变化，可以看出在水冷散热条件下，流率分别为30 ml/min、60 ml/min、90 ml/min、120 ml/min时，运行时间为1250 s时，磁流变液最高温度仅分别为60.7、46.4、41.1、38.3，考虑到环境温度会有误差，取制动器温度波动范围在0.01 时温度作为参考稳态温度，考虑计算速度，求解步长此处设置为250 s，求解总时长设置为4000 s。制动器随着流率的升高，分别从 3250 s、2500 s、1500 s、1250 s时趋于稳定状态，温度不再随着制动器运行时间延长而有明显升高。三种散热方式磁流变液瞬态温度对比如图17所示，水冷散热时磁流变液的工作温度与自然风冷或强制风冷相比，都有大幅度降低，且距离磁流变液最大许用温度有较大的裕量，能够保证磁流变液在运行过程中不受温升影响而失效，本文中使用水冷(a)30 ml/min(c)90 ml/min(b)60 ml/min(d)120 ml/min图14 水冷散热制动器二维水速和温度分布03691215182128303234363840温度T/长度d/mm 30 ml/min 60 ml/min 90 ml/min 120 ml/min 图15 对应不同流率磁流变液水冷稳态温度分布谢红阳等：双线圈多筒式磁流变制动器散热方式对比分析 85 散热的流率较小，在面对较大滑差生热功率的场景时，还可以通过增大流率来进一步降低制动器的温度，降低磁流变液的温升。综合考虑，对于制动器发热带来的影响，采用水冷散热是非常有必要的，采用水冷散热后的磁流变制动器是完全能够满足各种环境工作需要的。5 结论(1)针对磁流变制动器工作时温升高，结合所设计的制动器体积较小，制动器传热较快这一特点，设计了外裹式水冷通道，采用有限元法分析了自然风冷、强制风冷、强制水冷三种条件下制动器温度变化特性。(2)多筒式磁流变制动器温度最低出现在离热源较远的轴端处，温度最高点始终出现在磁流变液工作间隙L5中，且滑差时长增大的情况下，轴上温差逐渐增大。(3)在自然风冷、强制风冷、强制水冷三种条件下，制动器在滑差生热功率为23.6 W的情况下，制动器温度分别为130、54.8、28.8。采用水冷散热，与外加强制风冷相比，温度最高下降了26；与不加任何散热装置相比，温度最高下降了101.2；制动器在滑差生热功率为75.4 W的情况下，在自然风冷和强制风冷下运行时长分别为1250 s、3075 s，虽然可以提高风速让制动器运行时长延长，但是在多数场合并不可取；而在水冷时，制动器最低温度仅仅为38.3，并且在1250 s时趋于稳定状态，可以继续运行下去。参考文献：1Eshgarf H,Nadooshan A A,Raisi A.An overview on properties and applications of magnetorheological fluids:dampers,batteries,valves and brakes J.J Energy Storage,2022,50:104648.2Liao C,Zhang H,Miao Y,et al.Study on test methodology and instrument for rheological properties of 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