音圈電機直驅高速開關閥動態特性研究

劉曉鵬1,2， 聶松林1,2， 紀 輝1,2， 尹方龍1,2， 潘 燚， 孫有偉

(1.北京工業大學機電學院， 北京 100124； 2.北京工業大學先進制造技術北京市重點實驗室， 北京 100124；3.中船重工七O五研究所昆明分部， 云南昆明 650032)

引言

電液數字控制技術作為實現機電一體化的重要手段，是實現對液壓系統進行高速、高精度控制的理想方法，已廣泛應用于航空航天、汽車、冶金、農業機械、工程機械等重要領域[1]。高速開關閥是實現電液數字控制技術的關鍵元件之一[2]，它的控制并非簡單開關信號的控制，而是利用計算機控制其開關量來達到控制的目的[3]。傳統的開關閥響應時間長、換向頻率低不能很好地滿足高精度的電液控制系統需求[4]。而高速開關閥具有快速開合、功率質量比大、重復精度高、抗污染且價格低廉[5-7]，能夠將計算機控制技術與液壓系統有機結合，實現快速、高精度的連續控制。因此，近年來對高速開關閥的研究已成為液壓領域的研究熱點之一。

發達國家很早就著手對高速開關閥進行了研究，最早的高速電磁開關閥可以追溯到英國的 Helenoid閥[8]和Colenoid閥[9]。此后，日本開發一種適用于油壓環境、小流量的HS-G01-AR型高速開關閥[10]。Haink C.Tu[11]設計了一種廣泛應用于高速換向、高速激振液壓系統中的轉閥式新型高速開關閥。雖然較發達國家而言，我國對高速開關閥研究開始較晚[12]，但也設計出一些新型高速開關閥。江海濱、阮健等[13]利用閥芯的2個自由度研制了一種2D高速開關閥。哈爾濱工業大學[4，14]研發了一種噴嘴擋板式高速開關閥，并針對電磁鐵吸合式電磁閥在頻響和輸出功率方面存在的局限性，提出采用稀土超磁致伸縮材料做高速開關閥驅動器。浙江大學[15]針對氣動噴射系統開發了一種新型高速開關電磁閥。

1.音圈電機定子 2.音圈電機動子 3.上端蓋 4.密封板 5.閥芯 6.閥體 7.下端蓋圖1 音圈電機直驅高速開關閥結構原理圖

現階段，國內外針對電磁高速開關閥的研究主要是適用于油壓環境，對于水壓環境中的高速開關閥研究較少。為滿足水下作業設備的小型化和環境相容性的要求，本研究提出了一種音圈電機直接驅動的高速開關閥。

1 音圈電機直驅高速開關閥工作原理

圖1為音圈電機直驅高速開關閥結構原理圖。由圖可知該閥由音圈電機與錐閥閥體兩部分組成。其中，音圈電機部分選用圓柱形音圈電機；錐閥閥體部分則包括鋁青銅主閥體、17-4PH閥芯、上下端蓋、密封板等。音圈電機與閥芯通過螺紋進行連接，端面密封采用O形圈，軸向密封采用斯特封。

在開關閥中，音圈電機正向通電，動子線圈帶動錐閥閥芯向下運動，閥口關閉，如圖2a所示；音圈電機反向通電，動子線圈帶動錐閥閥芯向上運動，閥口開啟，如圖2b所示。在開關閥處于關閉或開啟狀態時，由于A1面積(出口處閥芯的環形面積)與A2(閥芯錐面)軸向投影面積相等，故高壓水作用在A1面與A2面上的力基本一致。因此，音圈電機提供的推力滿足大于閥芯與密封圈之間的摩擦力這一條件就能實現開關閥的啟閉。隨著所需推力的減小，有效降低了高速開關閥的體積與質量，提升了其工作性能與實際應用效果。

圖2 音圈電機直驅高速開關閥工作原理圖

2 音圈電機直驅高速開關閥模型

2.1 高速開關閥數學模型

1) 開關閥閥芯運動力平衡方程

根據圖1所示，音圈電機正向通電，動子線圈帶動錐閥閥芯向下運動，此時開關閥閥芯受到音圈電機通電后形成的拉力、水流經閥口時形成的水壓穩態動力和水壓瞬態動力、水流環境中的的靜壓力以及閥芯由于被推動后做加速運動而形成的質量慣性力和水流對其形成的黏性阻尼力的共同作用。因此音圈電機直驅高速開關閥閥芯的運動力平衡方程[16]可以表示為：

(1)

式中,F—— 音圈電機拉力，N

Fs—— 流經閥口的水壓穩態動力，N

Ft—— 流經閥口的水壓瞬態動力，N

Fp—— 流體的靜壓力，N

其中，流經閥口的水壓穩態動力[17]可以表示為：

(2)

式中,Fs—— 流經閥口的水壓穩態動力，N

dp—— 閥芯上端直徑，mm

ps—— 開關閥進口壓力，MPa

dm—— 閥芯上端與閥孔直徑中間值，mm

其中：

(3)

(4)

式中,da—— 閥孔直徑，mm

CQ—— 流體流量系數

x—— 閥芯位移開度，mm

θ—— 閥芯錐面半錐角，(°)

2) 開關閥閥口流量連續性方程

在建立高速開關閥的數學模型時，忽略了系統相關管路和其他零部件對開關閥動態性能的影響，只考慮開關閥自身的結構參數，同時根據系統試驗的實際情況，設定高速開關閥的出口直接連接水箱，即設定壓力為0。則音圈電機直驅高速開關閥閥口流量連續性方程可以表示為：

(5)

式中,Q—— 閥口流量，L/min

CQ—— 錐閥閥口流量系數

x—— 閥芯位移開度，mm

da—— 閥座孔直徑，mm

a—— 閥芯錐面半錐角，(°)

Δp—— 閥進出口壓差，MPa

2.2 高速開關閥AMESim動態仿真模型

音圈電機直驅高速開關閥本體關鍵結構的參數變化能令其動態性能產生很大波動。為了提高開關閥的響應速度，需要先對其本體主要結構參數進行優化分析并通過AMESim軟件建立了其AMESim動態仿真模型，如圖3所示。

圖3 音圈電機直驅高速開關閥AMESim動態仿真模型圖

通過改變音圈電機直驅高速開關閥AMESim動態仿真模型關鍵結構參數(如閥芯直徑d1、閥孔直徑da、閥芯桿直徑d2以及閥芯錐面半錐角θ等)，分析高速開關閥的關鍵結構參數變化對其動態性能產生的影響[18]，為進一步優化結構，提高響應速度提供理論依據。表1給出了音圈電機直驅高速開關閥關鍵結構參數動態仿真初始數值。

表1 開關閥AMESim模型關鍵結構動態仿真初始數值

3 仿真結果及分析

音圈電機直驅高速開關閥作為一種非線性耦合系統，由音圈電機和開關閥本體2部分組成。音圈電機作為整個系統的動力元件，為高速開關閥提供恒定的驅動力，此時開關閥閥芯的驅動功率與其運動速度成正比。又因為開關閥閥芯的位移量為定值，所以其運動速度與響應時間成反比。綜上所述，開關閥在閥芯開啟過程中驅動功率與閥芯運動速度成正比，與開關閥的響應時間成反比，即開關閥的響應時間越短，音圈電機對其驅動功率越大。音圈電機可根據工況條件選用已有的商業化產品，直接采用相關參數，減少仿真計算量。因此，高速開關閥的仿真與分析主要圍繞其本體關鍵結構的變化進行。

3.1 基于AMESim批處理的單參數影響分析

設置其他結構參數為定值，根據音圈電機直驅式高速開關閥的實際工況，確定目標參數的極值，并在極值范圍內進行基于AMESim批處理的單參數影響分析。通過對比分析高速開關閥在不同結構參數下性能指標的變化，研究單參數變化對音圈電機直驅式高速開關閥動態性能的影響。

1) 變閥芯直徑時高速開關閥性能指標變化

為滿足系統對高速開關閥的流量要求，將錐面閥芯直徑起始值設定為7～10 mm。在其他參數不變的情況下得到的開關閥出口流量Q與時間t關系和位移x與時間t關系分別如圖4、圖5所示。

圖4 不同閥芯直徑下高速開關閥出口流量與時間關系

圖5 不同閥芯直徑下高速開關閥位移與時間關系

由圖4得到，隨著錐面閥芯直徑的增大，高速開關閥出口流量并未發生顯著變化。這是由于錐面閥芯直徑增大的過程中，開關閥通流面積沒有改變，所以其出口流量不會發生變化。由圖5得到，隨著錐面閥芯直徑的增大，高速開關閥的響應時間逐步縮短。但綜合考慮系統的體積和質量要求，選取開關閥錐面閥芯直徑為8 mm。

2) 變閥孔直徑時高速開關閥性能指標變化

為滿足系統對高速開關閥的流量要求，將閥芯閥孔直徑起始值設定為4～7 mm。在其他參數不變的情況下得到的開關閥出口流量Q與時間t關系和位移x與時間t關系分別如圖6、圖7所示。

圖6 不同閥孔直徑下開關閥出口流量與時間關系

圖7 不同閥孔直徑下開關閥位移與時間關系

由圖6得到，隨著閥孔直徑的增加，開關閥的通流面積增加，其出口流量會隨之增加。但此時閥芯密封面積減小，開關閥密封性降低，泄漏的可能性增大。由圖7得到，閥孔直徑的增加將造成開關閥響應時間變長。同時，閥孔直徑與閥芯直徑的增加會使整個系統體積和質量變大。因此，選取錐面閥孔直徑為6 mm。

3) 變閥芯桿直徑時高速開關閥性能指標變化

為滿足系統對高速開關閥的流量要求，將閥芯桿直徑起始值設定為2～5 mm。在其他參數不變的情況下得到的開關閥出口流量Q與時間t關系和位移x與時間t關系分別如圖8、圖9所示。

圖8 不同閥芯桿直徑下開關閥出口流量與時間關系

由圖8得到，隨著閥芯桿直徑的增大，開關閥通流面積減小，其出口流量會隨之降低。由圖9得到，隨著閥芯桿直徑的增大，開關閥的響應時間逐步縮短。但綜合考慮實際工況對開關閥的體積和質量要求，選取閥芯桿直徑為3 mm。

圖9 不同閥芯桿直徑下開關閥位移與時間關系

4) 變閥芯半錐角時高速開關閥性能指標變化

參考機械設計手冊中的相關要求，將閥芯錐面半錐角起始值設定為20°,30°,45°,60°,70°。在其他參數不變的情況下得到的開關閥出口流量Q與時間t關系和位移x與時間t關系分別如圖10、圖11所示。

圖10 不同閥芯半錐角下開關閥出口流量與時間關系

圖11 不同閥芯半錐角下開關閥位移與時間關系

由圖10得到，閥芯錐面半錐角以45°為分界點，當其取20°～45°時，隨著角度增大，開關閥出口流量會隨之增大；當其取45°～70°時，隨著角度增大，開關閥出口流量基本保持不變。由圖11得到，閥芯錐面半錐角的增加會提高閥芯響應速度，但影響較小。此外，考慮到開關閥的小型化，加工簡單化等要求。因此，初步選取閥芯半錐角為45°。

通過基于AMESim批處理的單參數影響分析得到優化后的音圈電機直驅高速開關閥關鍵結構參數取值如表2所示。

表2 單參數優化后開關閥關鍵結構參數取值

此時開關閥響應時間最短，僅需1.186 ms，單參數具體優化結果如圖12所示。

圖12 單參數優化結果

3.2 基于遺傳算法的多參數影響關系分析

遺傳算法 (Genetic algorithm,GA)是對自然界生物進化與遺傳過程的效仿[19-20]，根據生存競爭和優勝劣汰的法則，借助適應度函數進行優化計算[21]，能有效地跳出局部極值點而逐漸趨近全局最優點的一種優化方法[22]。因此，本研究采用遺傳算法更有助于求解音圈電機直驅式高速開關閥的多參數優化問題。圖13是使用遺傳算法分析多參數影響關系流程圖。

圖13 遺傳算法流程圖

1) 確定參數范圍

由于影響開關閥響應特性的因素很多，使用基于AMESim批處理分析結果來設定遺傳算法的變量及參數范圍能夠有效減少計算量，節省優化時間。優化變量及參數范圍如表3所示。

表3 優化變量及參數范圍

2) 基于遺傳算法的優化分析

(1) 確定優化目標。為滿足音圈電機直驅式高速開關閥系統實際工作需求，設定改善其動態性能，縮短響應時間的優化目標;

(2) 定義輸入輸出變量。輸入變量設置為AMESim批處理分析結論中對開關閥動態性能有較大影響的3個高速開關閥關鍵結構參數；輸出變量設置為開關閥閥芯運動到額定位移時消耗的時間。

表4 Genetic algorithms各項參數取值

(3) 確定目標函數。由于最終的優化目標為響應時間，因此選擇的目標函數為：

minf(x)

(6)

其中：

x∈Rngj≥0j=1,…,m

x1≤x≤x2

式中,f(x) —— 目標函數

x—— 待優化變量

gj—— 進化代數

x1—— 待優化變量下限

x2—— 待優化變量上限

(4) 優化參數，尋找最優解。本研究采用Genetic algorithms的優化方法，對各項參數的設定如表4所示。

圖14 錐面閥芯直徑隨迭代次數的變化

圖15 錐面閥孔直徑與迭代次數的變化關系

圖16 閥芯錐面半錐角與迭代次數的變化關系

圖17 開關閥動態響應時間與迭代次數的變化關系

將3個開關閥關鍵結構參數作為主要影響因子的迭代過程(即各關鍵結構參數與迭代次數K的關系)及動態響應迭代過程(即響應時間t與迭代次數K的關系)如圖14～圖17所示。從圖中可以看出，基于遺傳算法多參數影響關系得到的音圈電機直驅式高速開關閥主要結構參數的變化趨勢與單參數優化結果基本一致，驗證了仿真的正確性。

通過基于遺傳算法分析得到優化后的音圈電機直驅高速開關閥關鍵結構參數取值如表5所示。

表5 多參數優化后開關閥關鍵結構參數取值

此時開關閥響應時間最短，僅需0.695 ms，多參數具體優化結果如圖18所示。

圖18 多參數優化結果

3.3 單參數和多參數優化結果的比較

通過以上分析可以看出，基于遺傳算法多參數影響關系得到的音圈電機直驅式高速開關閥關鍵結構參數的變化趨勢與單參數優化結果基本一致。而且經過多參數優化提高了音圈電機直驅高速開關閥動態性能，縮短了響應時間。將單參數和多參數的優化結果分別代入開關閥的動態仿真模型中，結果如圖19所示。

圖19 經單參數和多參數優化后開關閥位移與時間關系

4 結論

為滿足水下作業設備的小型化和環境相容性要求，本研究提出了一種音圈電機直接驅動的高速開關閥。通過AMESim批處理方法結合遺傳算法，對比分析了不同結構參數下開關閥的動態性能，可以得出如下結論：

(1) 改變音圈電機直驅高速開關閥的關鍵結構參數，會對其動態性能產生較大影響。因此在實際設計與制造過程中，可以考慮通過優化關鍵結構來達到提升高速開關閥的動態性能的目的;

(2) 通過基于AMESim批處理的單參數影響分析得到優化后的音圈電機直驅高速開關閥關鍵結構參數取值如表2所示。采用該參數后開關閥的動態性能接近最佳，響應時間最短，僅需1.186 ms;

(3) 通過基于遺傳算法的多參數影響分析得到優化后的音圈電機直驅高速開關閥關鍵結構參數取值如表5所示。采用該參數后開關閥的動態性能接近最佳，響應時間最短，僅需0.695 ms;

(4) 綜上所述，基于遺傳算法多參數影響關系得到的音圈電機直驅高速開關閥主要結構參數的變化趨勢與單參數優化結果基本一致。而且經過多參數優化提高了音圈電機直驅高速開關閥動態性能，縮短了響應時間。