基于雙復位彈簧的高速電磁閥模型動態特性分析

孫晉，郭航

（西安航宇動力科技有限公司，陜西 咸陽 712000）

高速電磁閥開啟與關閉時的響應速度會對燃油控制系統造成直接影響，通過對動態響應特性的分析，有利于分析噴油定時與噴油量等參數，從而根據分析結果，對響應速度開展有效控制，提升燃油控制系統的使用效率與效果。當前正值產業升級轉型的關系時期，在高質量發展目標實踐過程中，可以借助配置技術要素“賦能”的路徑，研發設計一些高速電磁閥模型，實現對其動態響應特性的分析。下面先對影響高速電磁閥動態響應的現狀做出說明。

1 高速電磁閥動態響應研究現狀

目前，在高速電磁閥動態響應研究中，重點集中在四大方面：（1）以提升電磁閥動態響應目標為準，優化電磁閥結構與磁路。（2）從電磁閥驅動目標出發，圍繞驅動電流優化驅動電路。（3）借助多物理場耦合計算，將前兩類手段結合起來，從整體上對電磁閥動態響應實施優化。（4）應用工業設計思想，研發設計新的結構與原理，提升其動態響應效率。

從研究成果看，當前已經取得了相當大的成果。而且，在電磁閥動態響應研究中，均以優化電磁力為基本路徑，復位彈簧仍選用單彈簧結構。與單彈簧結構對電磁閥動態響應的影響研究相比，雙復位彈簧的研究相對較少。但是，在開啟與關閉電磁閥的2個階段，彈簧預緊力分別以阻力與動力形式存在，如果使用單彈簧結構，需要面對兩種情況：（1）作為阻力的彈簧預緊力期望值越小越好；（2）作為動力的彈簧預緊力期望值越大越好。在這種兩難的抉擇情況下，如何設置單彈簧的預緊力的問題，就如同中世紀哲學中那頭有名的驢子要在胡蘿卜與干草之間做出選擇一樣，非常棘手。因而，當前在該方面的研究中為了規避此問題，普遍增強了對雙復位彈簧的應用以及其影響的研究。

2 雙復位彈簧高速電磁閥模型分析

下面從結構、原理、模型、驗證、計算方面對雙復位彈簧高速電磁閥模型展開分析。

2.1 結構

雙復位彈簧電磁閥結構以單復位彈簧電磁閥為必要條件，通過改造方式實現。（1）以單復位彈簧閥體結構準，在不改變其結構的前提下，先用1個低剛度復位彈簧代替原來的復位彈簧，再增加一個高剛度彈簧，構成圖1中的結構。（2）在設置方向時，保障2個彈簧互為反旋向。（3）選擇焊接連接方式，使用激光焊接工藝將外閥芯與銜鐵連接起來，形成一個整體，充當電磁閥動作件。為了減輕外閥芯重量，將其內部結構設計成中空結構，并通過拋光外圓、設置錐座（左、右各1個），保障整個閥體的密閉性。

圖1 雙復位彈簧電磁閥結構

2.2 原理

在該結構下，銜鐵與復位彈簧存在三種位置關系：（1）未通電時，各在其位；（2）通電后，銜鐵位置為δ；（3）通電后，銜鐵達到最大位移S。分述如下：

以第一種位置關系為例，電磁閥處于初始狀態，用L表示銜鐵和電磁鐵端面的距離。此時，銜鐵與低剛度復位彈簧右之間已經發生接觸，而且產生了較小的預緊力，足以讓外閥芯錐與左內錐閥芯之間構成一個密封錐面。銜鐵與高剛度復位彈簧右端沒有發生接觸，用δ表示該間隙，高剛度復位彈簧尚處于自由伸長狀態。在這種情況下，能夠通過高剛度彈簧把銜鐵動能轉化為彈性勢能，以達到提高關閉響應速度，縮短響應時間的目標。

以第二種位置關系為例，在雙復位彈簧電磁閥結構中，低剛度復位彈簧預緊力作用于外閥芯后，它與右內錐芯會貼合到一起，此時，左內錐芯處于自由狀態，構成的錐面處于密封狀態。進油孔連通過控制口，回油孔不連通控制口。當接通過電磁閥的電源后，低剛度復位彈簧的預緊力會被電磁鐵產生的電磁吸力所克服，并向著左方向推運動件向高剛度彈簧運動，并δ位置發生接觸。

以第三種位置關系為例，在第二種關系不變的情況下，運動件達到最大位移S。在這種情況下，外閥芯進油口閥座和左內錐閥錐面處于壓緊狀態，可以關閉進油孔，打回油孔，從而使進油壓力在控制腔內快速下降到回油壓力。

2.3 模型

首先，假定Topen、Tclosed分別為電磁閥動態響應參數，前者表示開啟響應時間，后者表示關閉響應時間。定義如下：（1）Topen是電磁閥開始通過時刻到銜鐵運動到S位置的延遲時間；（2）Tclosed是電磁閥失電時刻到銜鐵復位初始狀態的延遲時間。那么，就可以得到如下公式：Topen=運動件啟動時間+運動件開啟運動時間，Tclosed=運動件關閉啟動延時時間+運動件復位運動時間。

其次，應用多學科領域復雜系統建模仿真平臺（Advanced Modeling Environment for performing Simulation of engineering systems，AMESim），建立電磁模型（電磁鐵模型、閥體模型），對單復位彈簧電磁閥動作過程進行仿真計算。其中，前一個模型由H橋驅動電路、電流控制、運動質量、電磁鐵、復位彈簧構成；后一個模型進油口（泄漏1、左錐面左端、左錐閥、左錐面右端）、控制口（泄漏2、泄漏3）、回油口（右錐面左端、右錐閥、右錐面右端）構成，兩者共同構成單復位彈簧電磁閥模型。具體如下：

第一步，定義材料屬性。本次研究中選擇DT4C作為銜鐵材料。真空磁導率相對磁導率lμ已知，感應強度為B、磁聲強度為H，材料絕對磁導率為μ。此時，可以按照公式

得到銜鐵與靜鐵芯材料B-H曲線，通過離散得到數據表格。然后，將其輸入AMESim模型。當油液密度為850kg/m3時，可以直接得到絕對黏度值顯示為5.1Pa?s。運動件按照直線運動，接通電源后的方向向左，此時，可以設置如下參數：（1）運動總質量：56.00g；（2）銜鐵質量：26.00g；（3）工作氣隙：0.42mm；（4）殘余氣隙：0.10mm；（5）運動行程：0.32mm；（6）彈簧預緊力（初始狀態）：120.00N；（7）彈簧剛度：16.67N/mm；（8）運動阻尼系數：5N/（m/s）。

第二步，使用ANSYS Maxwell軟件創建電磁力仿真模型，計算出電磁鐵電磁力-氣隙-安匝數關系、線圈電感-氣隙-安匝數關系，散化后得到數據表格，在AMESim電磁鐵模型中輸入數據后進行仿真求解。

第三步，在仿真模型中，將仿真時長、仿真步長分別設置為0.01ms、15.00ms，這樣可以對每個子步進的求解結果進行有效記錄。

2.4 驗證

首先，確定試驗對象為單復位彈簧高速大流量電磁閥，搭建試驗臺（如圖2）。

圖2 試驗臺構成

其次，考慮到電磁閥動作快的特點，試驗中為了精準測量銜鐵位移信號，應用了CZ600型電渦流位移傳感器，參數如下：（1）響應最大頻率：10kHz；（2）線性范圍：0.3～1.36mm；（3）測量誤差：±1%滿程量以內。

配套的電流傳感器為KT50A/P型，參數如下：（1）量程：0～80A；（2）測量誤差：±1A以內。

配套的壓力傳感器為KISTLER型，參數如下：（1）量程：0～50MPa；（2）測量誤差：±0.13%滿程量以內。

檢查無誤后進行測試，結果顯示：（1）電磁閥開啟與關閉時的響應時間分別為1.00ms、1.55ms，計算值分別為0.99ms、1.51ms，誤差分別為1.0%、2.6%。（2）線圈電流信號波動較大，計算值與測量值具有一致性。（3）對控制信號發出后到壓力信號為0MPa的時間進行測量，結果顯示為1.10ms，計算值為1.03ms，兩者的誤差達到了6.3%。分析導致誤差較大原因發現：壓力相對較大，孔口會出現節流效應，并在達到10MPa時導致控制腔壓力波動。整體上的驗證表明，在該模型下能夠實現對電磁閥動作過程的精準仿真，并反映其實際運行情況。

2.5 計算

首先，根據上文對單復位彈簧高速電磁閥模型的仿真計算，證實了該模型的有效性。在驗證雙復位彈簧高速電磁閥模型時，只需要將模型改為數學分段函數模型即可。假定在開啟時運動件受到彈簧作用力為f（x）。設高剛度復位彈簧的剛度為Kh，動作過程位置為x，低剛度復位彈簧剛度、預緊力分別為K1、F0，可以得到函數

其次，參考上文中設置的數據，將雙復位彈簧模型中K1、F0值分別設置為16N/mm、110N，Kh值設置為 60N/mm、80N/mm、100N/mm。 設 δ 值 為 0.10ms、0.05ms、0.02ms、0.01ms，將其代入式（4），可以得到Kh、δ與電磁閥動態響應關系。對δ、K1、F0、Kh四個因素對電磁閥動態響應的敏感性開展分析，參數化計算表顯示出72種組合下的結果，繪制不同因素及其二階交互對電磁閥開啟與關閉響應的敏感性箱線圖，結果顯示：（1）在單因素條件下，F0影響最大，其次是δ；（2）在二階交互因素下，影響最大的是F0×δ，其次是F0×Kh。

3 影響高速電磁閥動態響應因素分析

3.1 低剛度彈簧預緊力的影響

設F0值為120N、110N、100N，依次進行計算，選擇任何一個δ值時，電磁閥開啟響應時間都會減少，關閉時間增加。但是，當δ值依次增加時，電磁閥開啟響應時間會減少，關閉響應時間會增加。當F0=110N時，選任意δ值，開啟與關閉響應時間均減少。由此說明該方案提高了整體上的響應速度。

3.2 高剛度彈簧剛度的影響

按照同樣的方法，設Kh值為120N、110N、100N時，依次進行計劃，開啟響應時間減少，關閉響應時間增加。依次增加δ值，開啟響應時間減少幅度微弱，關閉響應時間增加。但是，在整體上提高了響應速度。兩種影響的原因都是由于δ值增加后，開啟電磁閥時，延遲了高剛度復位彈簧作用力，關閉電磁閥時，減少了動能向彈性勢力的轉化。

4 結語

總之，燃油控制系統中的高速電磁閥開啟與關閉響應時間的減少，有利于提升整個系統的運行效率。隨著該方面研究的逐漸深入，單復位彈簧結構的適用性越來越差，新時期應根據實際需求，增強對雙復位彈簧結構的應用。結合上述分析可以看出，借助數值模型仿真與計算，能夠證實該結構的比較優勢，并在整體上提高電磁閥動態響應速度。