雙復位彈簧高速電磁閥動態特性研究

范 玉，楊建國，賀玉海

(1.武漢理工大學 能源與動力工程學院，武漢 430063；2.船舶與海洋工程動力系統國家工程實驗室 低速機電控分實驗室，武漢 430063；3.船舶動力工程技術交通行業重點實驗室，武漢 430063)

0 概述

噴油控制用電液電磁閥是柴油機電控噴油系統的關鍵部件之一，其動態響應特性直接影響電控噴油系統的噴油定時和噴油量等關鍵參數。若電磁閥開啟響應時間過長，會導致針閥開啟滯后時間增大，噴射定時的控制精度降低，系統工作的不確定性加大；若電磁閥關閉響應時間過長，則會引起噴油器斷油不干脆，后期燃燒惡化，柴油機經濟性和排放性變差[1]。同時，在電磁閥開啟和關閉過程，閥區燃油的流動是變截面非穩定瞬態的流動，開關響應時間越長，控制腔內的壓力卸載或建立越不穩定，多循環或多缸燃油噴射控制的一致性越差[2]。目前國內外學者對影響高速電磁閥動態響應的研究主要分為4類：第一類是通過電磁閥結構、磁路優化以提高電磁力來達到提高電磁閥動態響應的目標；第二類通過電磁閥驅動電路的優化設計，以獲得滿足電磁閥驅動理想的驅動電流；第三類通過前兩類的組合進行多物理場耦合計算，從整體上優化電磁閥動態響應；第四類通過對電磁閥結構、原理的創新設計，達到提高電磁閥動態響應的目的。第一類的研究方面，文獻[3-5]中都以電磁閥動態響應時間為目標，基于遺傳算法對電磁閥的關鍵結構進行了多參數優化設計，優化后電磁閥開啟和關閉響應時間縮短。文獻[6]中建立了電磁閥的仿真模型，以電磁閥電磁力和銜鐵質量為優化目標，通過響應面法和遺傳算法對銜鐵和靜鐵芯關鍵參數進行了優化設計，結果表明：優化后電磁力增加了25.8%，而銜鐵質量并未增加，高速電磁執行器動態響應速度提高。文獻[7]中研究了渦流對電磁閥響應的不利影響，通過在靜鐵芯上開槽減少了渦流對電磁閥的影響，改善了電磁閥的動態響應特性。文獻[8]中研究了銜鐵打孔尺寸位置對電磁閥靜態電磁力的影響，結果表明不同打孔位置對靜態電磁力的影響不大，在較低驅動電流時，靜態電磁力隨著打孔直徑的增加而下降，但隨著驅動電流的增加，打孔直徑大小對靜態電磁力無影響。文獻[9-10]中對影響電磁閥靜態電磁力的關鍵因素進行了研究，參數的單因素與電磁力相關，參數間交互作用因素與電磁力也相關。第二類的研究方面，文獻[11]中對高速電磁閥的驅動電路進行了優化，優化后電磁閥雖然關閉響應時間增加，但電磁閥整體響應時間縮短。文獻[12]中對高速電磁執行器的驅動電流進行了優化，結果表明優化后不僅電磁執行器的響應速度加快，且顯著降低了系統的功耗和線圈損耗。文獻[13]中研究了電磁閥驅動電路控制策略對電磁閥功率損耗和動態響應的影響，研究表明電控噴油器按不同驅動策略工作時，對功率損耗差異顯著，進而造成不同電控噴油器性能差異。文獻[14]中設計了電磁閥雙電源雙邊驅動鉗壓續流電路，參數優化的結果表明，該驅動電路提高了各個通道的噴油一致性。第三類的研究方面，文獻[15]中采用Maxwell和Simplorer軟件對螺線管電磁閥進行聯合建模和仿真，研究發現線圈的直徑大小、線圈與鐵芯的相對位置是影響電磁閥響應的關鍵因素。第四類的研究方面，文獻[1]中提出一種新型的復合磁路高速電磁閥，其在傳統E型高速電磁閥基礎上改造，通過在主、副磁級之間布置徑向永磁體增強銜鐵處的磁感應強度，但對永磁體材料的退磁性要求較高。文獻[16]中設計了一種基于永磁體偏置磁場的高速響應電磁閥，該方案可以縮短電磁閥的開啟時間和關閉時間，利用有限元方法對設計方案進行了驗證，但借助永磁偏置力的高速電磁閥裝配可調節性差，普適性不強。

上述研究對柴油機電控系統高速電磁閥的動態響應的優化幾乎都是通過對電磁力的優化來實現的，在復位彈簧方面也基本為單彈簧結構，而對復位彈簧特別是雙復位彈簧對電磁閥動態響應的影響研究較少。考慮到單彈簧的電磁閥在電磁閥開啟階段彈簧預緊力為阻力，期望越小越好，而在電磁閥關閉階段又為動力，期望預緊力越大越好，單彈簧的預緊力較難選擇。本文中提出了一種將電磁閥開啟的動能轉為電磁閥關閉復位能的思路，基于此思路提出了一種雙復位彈簧的設計方案。該方案設計簡單且普適性強，其核心是設置兩個不同剛度的彈簧，低剛度彈簧對電磁閥運動件施加一定的預緊力，高復位彈簧在電磁閥初始處于自由伸長狀態，且與電磁閥運動件留有一定的間隙。通過試驗與仿真計算相結合的研究方法，驗證了這種設計方案的可行性，為優化電磁閥的動態響應提供了技術參考。

1 雙復位彈簧高速大流量電磁閥的結構設計及工作原理

本文中在原有單復位彈簧電磁閥的基礎上，不改變閥體結構，僅僅更換原有復位彈簧，再增設一個高剛度彈簧，形成雙復位彈簧電磁閥，其結構如圖1所示。復位彈簧分為高剛度彈簧與低剛度彈簧，低剛度彈簧與高剛度彈簧互為反旋向，如圖1中部件高剛度復位彈簧、低剛度復位彈簧。銜鐵與外閥芯通過激光焊接為一個整體，組成電磁閥的運動件，如圖2所示。外閥芯設計為中空結構，降低了運動件的質量，外閥芯的外圓高度拋光與閥體內表面精密配合，而內圓除高度拋光外還設置了左右兩個錐座，分別與左內錐閥芯、右內錐閥芯形成錐面密封。

圖1 雙復位彈簧電磁閥結構示意圖

圖2 電磁閥運動件示意圖

圖3為電磁閥初始與通電狀態下銜鐵與復位彈簧的位置關系。如圖所示，電磁閥未通電(初始狀態)時，銜鐵與電磁鐵端面距離為L，低剛度彈簧右端面與銜鐵接觸并有一定的預緊力，預緊力適當小一些，能使左內錐閥芯與外閥芯錐形成錐面密封即可，理論上可以提高電磁閥開啟響應的速度；高剛度彈簧右端面則與銜鐵不接觸，留有一定間隙δ，處于自由伸長狀態，如圖3(a)所示，其負責將銜鐵的動能轉化為彈性勢能，以提高關閉響應速度。外閥芯在低剛度復位彈簧的預緊力作用下與右內錐閥芯緊密貼合，形成錐面密封，而左內錐閥芯此時為自由狀態，控制口與進油孔相通，回油孔與控制口不通，如圖1所示。隨著電磁閥通電，電磁鐵產生的電磁吸力克服低剛度的彈簧預緊力，使得運動件向左運動，運動到某一階段與高剛度彈簧接觸，如圖3(b)所示；運動件繼續向左運動，直到達到運動件的最大位移S時，此時外閥芯進油口閥座與左內錐閥芯錐面壓緊，進油孔關閉，回油孔打開，控制腔內的壓力迅速從進油壓力下降至回油壓力，如圖3(c)所示。

圖3 電磁閥初始與通電狀態下銜鐵與復位彈簧的位置關系

2 仿真模型建立及驗證

2.1 仿真模型

電磁閥的動態響應參數包括開啟響應時間topen和關閉響應時間tclosed。電磁閥開啟響應時間的定義為電磁閥開始通電(控制信號給予)時刻到電磁閥銜鐵運動到最大位移處的延遲時間，為電磁閥運動件啟動延時時間與電磁閥運動件開啟運動時間之和，電磁閥運動件啟動延時時間指電磁閥通電開始時刻到電磁閥開始運動時刻的時間；同樣，電磁閥關閉響應時間定義為電磁閥失電(控制信號結束)時刻到電磁閥銜鐵復位到初始狀態時的延遲時間，為電磁閥運動件關閉啟動延時時間與電磁閥運動件關閉(復位)運動時間之和，電磁閥運動件關閉啟動延時時間指電磁閥失電開始時刻到電磁閥開始運動時刻的時間。

用AMESim 軟件對單復位彈簧電磁閥動作過程進行仿真計算，所建電磁閥模型如圖4所示，其包括電磁鐵模型(圖4(a))與閥體模型(圖 4(b))。

圖4 單復位彈簧電磁閥模型

2.1.1 定義材料屬性

電磁鐵及銜鐵材料為DT4C，為一種鐵磁材料，相對磁導率μr如式(1)所示。

(1)

(2)

(3)

式中，μ為DT4C材料的絕對磁導率；μ1為真空的磁導率，μ1=4π×10-7H/m；B為感應強度；H為磁場強度。B與H的關系是非線性的，所以μr為一個非常數，隨著外加電場的強度的變化而變化，如圖5所示。在模型中將圖5所示DT4C材料B-H曲線離散成一個數據表格輸入AMESim 模型中。油液的密度設置為850 kg/m3，絕對黏度為5.1 Pa·s。

圖5 銜鐵與靜鐵芯材料B-H曲線

2.1.2 運動設置

設置電磁閥運動件的運動為直線運動，且通電時向左運動，工作氣隙為0.42 mm，殘余氣隙為 0.1 mm，銜鐵的質量為26 g，運動行程為0.32 mm，運動件總質量56 g。電磁閥未開啟時受到的彈簧預緊為120 N，彈簧剛度為16.67 N/mm,運動阻尼系數設置為5 N/(m/s)。

2.1.3 邊界條件與激勵源

考慮銜鐵和靜鐵芯設置渦流效應，利用ANSYS Maxwell 軟件建立電磁力仿真模型，得到電磁鐵電磁力與氣隙和安匝數的關系及線圈電感與氣隙和安匝數的關系，將上述關系轉化為數據表格輸入AMESim電磁鐵模型[17]。

在驅動電路方面，設置了H橋的拓撲結構，利用比例積分微分(proportion integration differentiation，PID)控制器調整脈寬調制(pulse width modulation，PWM)信號的占空比，然后通過PWM信號控制高速金屬-氧化物半導體場效應晶體管(metal-oxide-semiconductor field-effect transistor，MOS場效應管)，使得目標電流與控制輸入信號一致。

2.1.4 求解設置

仿真步長設置為0.01 ms，仿真時長設置為15 ms，記錄每個子步的求解結果。

2.2 模型試驗驗證

以單復位彈簧高速大流量電磁閥為試驗對象，電磁閥試驗臺結構示意圖如圖6所示。

圖6 試驗臺結構示意圖

整個試驗臺包括高速大流量電磁閥、驅動電路、液壓站、高性能數據采集卡和工控機等。工控機上位機發出輸入控制信號至驅動電路，驅動電路將控制電壓信號轉化為對應的設定電流信號，驅動電路的電流采樣部分采集輸出回路的電流信號，與設定電流信號比較，將兩個信號間的誤差進行放大后通過硬件PID控制處理，并將其放大之后的誤差信號給到電壓脈沖控制芯片TL494。兩者間有誤差時芯片會改變輸出的電壓占空比來改變輸出電流，直至兩者間誤差達到設置的誤差，即通過設定電流信號來控制輸出電流信號。通過對電磁閥線圈輸出高電流觸發電磁閥克服彈簧預緊力的動作，電磁閥完全開啟后，由于銜鐵與靜鐵芯之間的氣隙減小，維持電磁閥開啟狀態僅需要較小的電流；電磁閥需要復位時，直接將輸出電流信號降為0 A，電磁閥在彈簧力作用下復位。電磁閥動作過程中，用安裝在閥體上的電渦流位移傳感器監測銜鐵的運動過程的位移曲線，線圈的電流信號通過互感器測量，控制壓力通過壓電式壓力傳感器測量，測量信號通過采集卡采集，并傳輸至工控機顯示和數據保存，如圖6所示。由于電磁閥動作快，選擇了較高響應頻率的CZ600型電渦流位移傳感器來測量電磁閥銜鐵位移信號，其響應頻率最大為10 kHz，線性范圍為0.30～1.36 mm，測量誤差不超過±1%滿量程；選擇北京科海電子型號為KT50A/P的電流傳感器，量程為0～80 A，測量誤差小于±1 A；選擇瑞士KISTLER壓力傳感器，量程為0～50 MPa，測量誤差不超過±0.13%滿量程。

通過試驗與計算結果的對比，如圖7所示，電磁閥開啟響應時間測量值為1.00 ms，計算值為 0.99 ms，誤差為1.0%；關閉響應時間測量值為 1.55 ms，計算值為1.51 ms，誤差為2.6%，如圖7(a)所示；線圈電流信號方面，由于電流為PWM調制，波動較大，但計算的電流的趨勢與測量的一致，如圖 7(b)所示；控制腔壓力信號從控制信號發出到壓力信號降為0 MPa的時間的測量值為1.10 ms，計算值為 1.03 ms，誤差為6.3%，如圖7(c)所示。其誤差的產生原因是壓力較大時孔口存在節流效應，控制腔壓力信號從控制信號結束到壓力信號升至10 MPa時，壓力信號測量與計算幾乎重合，只是電磁閥復位時外閥芯與右內錐閥芯撞擊后反彈，形成控制腔壓力波動。從銜鐵位移、線圈電流及控制腔壓力3個信號對比可知，計算結果能較精確地反映電磁閥動作過程，驗證了模型的準確性。

圖7 銜鐵位移、線圈電流及控制腔壓力曲線對比

3 雙復位彈簧高速電磁閥設計仿真計算

3.1 雙復位彈簧高速電磁閥模型

在驗證后的單彈簧高速電磁閥模型的基礎上將電磁閥模型做了調整，將原單彈簧模型改為基于數學分段函數的雙彈簧模型，如圖8所示。

圖8 單復位彈簧與雙復位彈簧電磁閥模型之間的關系

圖中f(x)為電磁閥在開啟過程中電磁閥運動件受到的彈簧作用力，其為一個分段函數，表達式如式(4)所示。

(4)

式中，Kl為低剛度彈簧的剛度，N/mm；F0為低剛度彈簧的預緊力，N；Kh為高剛度彈簧的剛度，N/mm；x為電磁閥運動過程中的位移，mm。

原有單彈簧的剛度為16.67 N/mm，預緊力為 120 N，考慮到需減少電磁閥開啟和關閉響應時間，將新方案的低剛度復位彈簧剛度Kl設置為16 N/mm，預緊力設置為110 N，高剛度彈簧剛度分別設置為100、80、60 N/mm，δ分別設置為0.01、0.02、0.05、0.10 mm。計算的結果如表1所示。

表1 參數Kh、δ與電磁閥動態響應的關系

3.2 因素敏感性分析

為了研究雙復位彈簧方案，Kh、Kl、δ及F0這4個參數對電磁閥動態響應的敏感性，對4個因素、各個水平按表2進行參數化計算分析。

表2 參數化計算表

通過對4個因素各水平的72種組合的參數計算分析，得出各因素及其二階交互對電磁閥開啟和關閉響應的敏感性箱線圖，如圖9所示。從單因素來看，對電磁閥開啟或者關閉響應影響最大的是低剛度彈簧預緊力F0，其次為δ；而二階交互因素來看，對電磁閥開啟或者關閉響應影響最大的是F0*δ，其次為F0*Kh。

圖9 電磁閥動態響應影響因素敏感性分析

4 分析與討論

基于前文的計算結果，為了進一步找出影響雙復位彈簧電磁閥動態響應的機理，對影響電磁閥動態響應較為敏感的參數F0、δ及Kh進行單獨分析討論。

4.1 低剛度彈簧預緊力對電磁閥動態響應的影響

設置F0分別為100、110、120 N，設置δ分別為0.01、0.02、0.05、0.10 mm，隨F0增加，無論δ選取何值，電磁閥開啟響應時間增加，關閉響應時間減少。隨δ增加，電磁閥開啟響應時間減少，但幅度很小，關閉響應時間增加，如圖10所示。原因是隨著δ的增加，開啟過程中高剛度彈簧的力加載在電磁閥運動件的時間更晚，電磁閥開啟響應時間減少。在關閉響應方面，隨著δ的增加，電磁閥開啟過程中動能轉化為高剛度彈簧的彈性勢能少，表現為電磁閥在復位的過程中關閉響應時間增加。對比單彈簧的情形，選取F0為110 N，不論δ選取何值，電磁閥的開啟與關閉響應時間均有不同程度的減少，這說明雙彈簧方案選取合適的F0可以同時提高電磁閥開啟/關閉響應速度。

圖10 低剛度彈簧不同預緊力與電磁閥響應的關系

4.2 高剛度彈簧剛度對電磁閥動態響應的影響

設置Kh為100、110、120 N，δ分別設置為0.01、0.02、0.05、0.10 mm，隨著彈簧剛度增加，電磁閥開啟響應時間增加，關閉響應時間減少。隨δ的增加，電磁閥開啟響應時間減少，但幅度很小，關閉響應時間增加，如圖11所示，原因與前文中分析一致。但對比單彈簧的情形，雙彈簧方案均實現電磁閥開啟/關閉響應速度的同時提高。

圖11 高剛度彈簧不同剛度與電磁閥響應的關系

選取低剛度彈簧預緊力為110 N而剛度為 16 N/mm，高剛度彈簧剛度為100 N/mm而δ選取 0.01 mm 的情況展開分析。電磁閥開啟過程運動件運動速率相較單彈簧略有提升，如圖12所示。原因是低剛度彈簧預緊力由原120 N下降為110 N，在電磁力一定的情況下，開啟阻力減小，開啟響應時間由原先0.99 ms下降為0.98 ms，減少了1.0%。關閉響應方面，雙復位彈簧情況下電磁閥的最高速度為 0.84 m/s,比單彈簧最高速度0.86 m/s小，但響應時間卻由原1.51 ms減少為1.28 ms,下降0.23 ms,降幅達15.2%。如圖12所示。原因有兩方面：其一，電磁閥在開啟階段后半段銜鐵的動能轉化為高剛度彈簧的彈性勢能儲存起來，儲存的彈性勢能使得電磁閥在關閉時銜鐵開始啟動的時刻由原先的10.50 ms提前到10.35 ms，即電磁閥關閉啟動延時減少0.15 ms；其二，電磁閥復位過程中，雙彈簧方案銜鐵啟動后在高、低兩種剛度的作用下開始的速度上升率較單彈簧大，運動件運動時間減少0.08 ms。在銜鐵啟動與高剛度彈簧脫離之后，只有低剛度彈簧作用下銜鐵運動速度上升率減緩，呈現先急后緩運動規律，這樣既減少了電磁閥關閉響應時間，又降低了電磁閥外閥芯落座的速度，提高了電磁閥工作的可靠性。

圖12 Kh=100 N/mm、Kl=16 N/mm、F0=110 N時，電磁閥銜鐵位移、速度與δ之間的關系

5 結論

(1)從單因素來看，對柴油機電控噴油系統電磁閥開啟或者關閉響應影響最大的是低剛度彈簧預緊力，其次為高剛度彈簧右端面與銜鐵之間的間隙；而從二階交互因素來看，對電磁閥開啟或者關閉響應影響最大的是低剛度彈簧預緊力與高剛度彈簧右端面與銜鐵之間的間隙的交互，其次為低剛度彈簧預緊力與高剛度彈簧剛度的交互。

(2)雙復位彈簧的設計方案可以同時提高電磁閥開啟與關閉的響應速度。當低剛度彈簧預緊力為110 N而剛度為16 N/mm，高剛度彈簧剛度為 100 N/mm 且高剛度彈簧端面與銜鐵的初始間隙為0.01 mm時，電磁閥開啟響應時間減少了1.0%，關閉響應時間減少了15.2%；在關閉復位過程中，銜鐵運動速率呈現“先急后緩”的規律，降低了電磁閥外閥芯落座的速度，提高了電磁閥工作的可靠性。