新型環形多極柱電磁閥銜鐵的結構優化

范玉，靳博瑞，楊建國，謝良濤

（1.武漢理工大學 船海與能源動力工程學院，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

船用電控柴油機的燃油噴射控制需要通過高速電磁閥來實現，其動態響應特性直接影響燃油噴射壓力的建立及噴射后期燃油壓力的卸載速度等噴射特性，從而影響柴油機缸內燃燒狀況［1］。影響高速電磁閥動態響應的主要因素為電磁閥驅動電路、工作氣隙大小、銜鐵結構參數和靜鐵芯磁極橫截面積等［2-3］。電磁閥流通能力是保證大功率船用柴油機循環噴油量的關鍵，然而電磁閥的流通能力和響應速度的提高往往是相互沖突的，大流量要求增大閥口流通面積，這會造成運動質量或者閥芯行程的增加，削弱電磁閥快速響應特性。因此，設計高速大流量電磁閥，使其響應速度和流通能力同時滿足電控噴油器燃油噴射控制要求，對船用電控燃油系統的開發具有重要意義。

在銜鐵結構方面，文獻［4-5］中對比分析了圓錐形銜鐵與平面形銜鐵兩種結構銜鐵的特點，結果表明：圓錐形銜鐵高速電磁鐵具有較優的動態特性，適用于銜鐵行程長、彈簧剛度小及預壓縮量大的場合；平面形銜鐵高速電磁鐵適用于銜鐵行程短、彈簧剛度大及預壓縮量小的場合。文獻［6］中研究了“E型”電磁鐵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對靜態電磁力的影響不大，但未研究打孔對電磁閥動態特性的影響，同時與本文環形多級柱電磁鐵在結構和磁路組織方面差異較大。另外一種可以同時提升電磁閥開啟與關閉響應的方法是通過多目標的優化算法尋優［7-11］，一般以電磁閥動態響應［12］為目標，針對影響電磁閥的關鍵結構參數、電氣參數整體尋優，得到最優解的帕托圖前沿，然后選擇一個最優解代入有限元模型進行驗證。這種方法的關鍵在于參數取值范圍的選取和優化算法的選取，僅適用于電磁閥整體結構樣式固定的情況。

銜鐵作為磁路的一部分參與到電磁能的轉化，銜鐵厚度在一定范圍內應越大越好。但厚度增大，銜鐵質量增加，不利于提升電磁閥動態響應特性。此外高速電磁閥為了保持較大的電磁力，銜鐵端面與靜鐵芯端面一般要求較小的間隙（氣隙），且要求兩者端面平行度很高，在液壓油的環境中，兩者之間易形成阻尼油膜，其對銜鐵運動的動態響應特性影響大［1］。一種可行的方法是在銜鐵上開孔或者開槽［6，13］，以減小銜鐵運動的阻尼，提升電磁閥動態響應特性，但會增加電磁閥磁路的磁阻［14］，對電磁閥開啟響應產生不利的影響。綜上，銜鐵的結構設計要權衡磁路磁阻、銜鐵質量及銜鐵運動的阻尼三方面的要求。針對這一復雜問題，結合本文中的研究對象環形多極柱電磁鐵的磁路組織的特點，提出了銜鐵不同區域對電磁力貢獻大小不同的設想，并分析了電磁力在銜鐵上的分布規律?；诖艘幝?，開展電磁閥銜鐵結構的優化設計，為環形多極柱電磁閥銜鐵結構設計提供技術參考。

1 環形多極柱高速電磁閥結構原理

圖1是環形多極柱高速電磁閥結構，其主要分為電磁驅動器部分與閥芯閥體部分，兩部分以銜鐵與外閥芯結合起來，電磁驅動器包括靜鐵芯、線圈與銜鐵。圖2是靜鐵芯環形6極柱結構，6個極柱上線圈用一根銅線繞制而成，相鄰的極柱線圈反向繞制，使相鄰極柱構成閉合磁路，這種結構相較于傳統E型螺線管式電磁鐵結構的優勢在于其改善了線圈散熱，可設計較大的觸發電流，從而為閥芯較大行程提供了可能，整個電磁鐵由多個并聯的局部磁路回路構成，靜鐵芯結構緊湊且有效減小磁阻與漏磁。電磁閥為常開式閥，即電磁閥未通電時無電磁力，外閥芯在復位彈簧的作用下與右內錐閥芯緊緊貼合，形成錐面密封，使得控制口與回油口切斷連接，此時進油口與控制口相通，液壓油通過進油口外閥芯進入控制腔，如圖1實線箭頭所示；電磁閥通電時，隨著靜鐵芯磁化產生電磁力，銜鐵克服彈簧預緊力向左運動，由于銜鐵與外閥芯為焊接連接，外閥芯隨著銜鐵一起向左運動，并使外閥芯與左內錐閥芯緊緊貼合，此時進油口與控制口切斷連接，同時控制口與回油口相通，控制腔的油從回油口泄放出去，如圖1中虛線箭頭所示，完成一次工作周期。

圖1 電磁閥結構

圖2 電磁閥磁回路

2 仿真模型驗證與電磁力分布規律

用ANSYS Maxwell仿真軟件對電磁閥瞬時電磁場進行三維仿真求解。本研究的目標是分析電磁力在銜鐵上分布規律，進而對電磁閥銜鐵進行設計。為了簡化模型以提高計算效率，考慮到環形電磁鐵磁回路主要由靜鐵芯、線圈與銜鐵組成，模型中去除外閥芯，同時考慮到各磁路、結構呈軸對稱，建立圖3所示電磁閥1/6模型。

圖3 電磁閥1/6模型

線圈材料設為純銅，其相對磁導率為1，電導率設為5.7×107s/m；靜鐵芯與銜鐵的材料都為電工純鐵DT4C，其電導率設為1×107s/m，相對磁導率為一個變量，其隨著外加電場的強度變化而變化。銜鐵的運動域為液壓油，對整個模型的求解域為空氣，基本都不導電，相對磁導率均設為1。在運動設置方面，由于設計的電磁閥工作氣隙為0.42 mm，殘余氣隙為0.10 mm，因此設置銜鐵運動的最大位移為0.32 mm。電磁閥運動件為銜鐵與外閥芯，銜鐵質量為26.0 g，外閥芯質量為29.9 g，運動件總質量為55.9 g。運動件在電磁閥未通電時受到的復位彈簧預緊力為150 N，運動件在運動過程中阻尼系數設為20 N/（m·s-1）。在電磁閥激勵設置方面，考慮靜鐵芯的渦流效應，設置靜鐵芯與銜鐵有鐵損。線圈為20匝，激勵由外電路給出［14］，設置觸發電壓為48 V，維持時間為2 ms，保持電壓為3 V，維持時間為3 ms，整體通電時間為5 ms。驅動電路簡化模型如圖4所示。圖中R和L分別表示電磁閥線圈的電阻和電感。

圖4 驅動電路簡化模型

電磁閥開啟響應時間topen由兩部分組成，即運動件啟動準備時間t1與銜鐵或者閥芯運動時間t2。同樣電磁閥關閉響應時間tclosed也分為兩部分，即電磁閥銜鐵準備復位時間t3及銜鐵復位運動時間t4。電磁閥開啟與關閉響應時間如圖5所示。

圖5 電磁閥開啟與關閉響應時間

模型精度已在文獻［15］中被驗證，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動作，通過采集卡采集銜鐵位移信號傳輸至工控機顯示和數據保存。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閥芯位移信號，其響應頻率最大為10 kHz，線性范圍為0.30 mm～1.36 mm，測量誤差不大于1%。

試驗與計算結果的對比如圖6所示。電磁閥開啟響應時間測量值為1.9 ms，計算值為1.8 ms，誤差為5.5%；關閉響應時間測量值為1.9 ms，計算值為2.0 ms，誤差為5.0%，計算結果趨勢能反映電磁閥動作過程，驗證了模型的準確性。

圖6 計算與試驗結果對比

由于電磁閥靜鐵芯為中心對稱幾何體，為了減少計算時間，提高計算效率，以原幾何模型的1/6為簡化模型，對1/6模型的計算結果與全模型進行對比，結果表明開啟響應一致，關閉響應差異4.8%，誤差較小，能夠滿足分析計算的精度要求，故后續采用1/6模型開展電磁閥銜鐵設計研究。

圖7為2.0 ms時刻銜鐵磁感應強度和電磁力分布。通過模型計算，在2.0 ms時刻，電磁閥銜鐵在磁軛間區磁密分布密集，在磁軛區磁密分布稀疏，電磁力絕大部分分布在銜鐵的磁軛間區而在磁軛區較少。事實上，在電磁閥的其他時刻均有同樣的規律，說明銜鐵各個部分對電磁力的貢獻各不相同，且差異很大，為后面銜鐵結構的優化設計提供了思路。

圖7 2.0 ms時刻銜鐵磁感應強度和電磁力分布

3 銜鐵設計方案與優化

3.1 兩種銜鐵設計方案

當銜鐵厚度不變時，運動件質量與電磁閥動態響應之間的關系如圖8所示?？紤]銜鐵電磁力和銜鐵磁密的分布，設計了兩種銜鐵開槽方案，如圖9所示。在銜鐵的6個磁軛區分別開一個梯形槽通孔，形成開槽方案A，如圖9（a）所示。圖9中r1、r2分別為銜鐵外圓、內圓半徑，mm；L4、L5分別為梯形槽的上底、下底長度，mm；L0為梯形槽上底據銜鐵圓心的距離，mm；L1為梯形槽下底與銜鐵邊緣的距離，mm；L2為梯形槽的腰與對象中心線之間的距離，mm。在銜鐵的6個磁軛區分別開一個類似扇形通槽，形成開槽方案B，如圖9（b）所示。圖9（b）中r3為銜鐵開槽后環形外圓半徑，mm；L3為開槽后銜鐵方形翅片寬度的一半，mm。

圖8 銜鐵厚度為2.8 mm時運動件質量與動態響應時間之間的關系

圖9 銜鐵開槽方案

方案A銜鐵質量mA與梯形槽參數之間的關系如式（1）～式（6）所示。

式中，h0為銜鐵的厚度，mm；ρ為銜鐵材料的密度，其值為7.87×10-3g/mm3；sA、s0、s1分別為方案A開槽后銜鐵的截面積、開槽前銜鐵截面積、6個梯形槽的總截面積，mm2。

方案B銜鐵質量mB與梯形槽參數之間的關系如式（7）～式（10）所示。

式中，sB為方案B開槽后銜鐵的截面積，mm2；s3為方案B開槽后銜鐵中心環形截面積，mm2；s4為方案B開槽后銜鐵6個方形翅片截面積，mm2。

3.2 兩種開槽方案比較與銜鐵結構優化

通過計算發現，方案B的電磁閥動態響應普遍優于方案A，下面以方案B為開槽方案對銜鐵結構進行優化。

以電磁閥開啟響應時間topen、關閉響應時間tclosed及控制信號關閉時刻電磁力F5ms作為參數優化的3個目標，由于銜鐵的質量與銜鐵的幾何結構密切相關，并且結構約束，銜鐵外、內圓半徑r1、r2已確定，選擇銜鐵厚度h0、扇形槽幾何參數L3和r3為需要優化的3個參數進行優化。

為了選擇銜鐵厚度的范圍，通過計算得出不同銜鐵厚度與電磁閥動態響應的關系，如圖10所示。銜鐵厚度小于2.6 mm，開啟響應均在1.9 ms；銜鐵厚度大于等于2.6 mm后電磁閥開啟響應速度得到提升，而關閉響應時間則會隨著銜鐵厚度的增大而延長?？紤]到銜鐵開槽會增大磁路磁阻，有可能降低電磁閥開啟響應速度，選擇計算的銜鐵厚度范圍為2.6 mm～3.0 mm。

圖10 銜鐵厚度h0對電磁閥動態響應的影響

為了選擇銜鐵開扇形槽的的參數范圍，通過參數化計算開槽參數L3、r3與電磁閥動態響應之間的關系，如表1所示。

表1 方案B開槽參數與電磁閥動態響應的關系

發現當L3一定時，電磁閥開啟響應時間隨r3的增大先減小后增大，電磁閥關閉響應時間隨r3的增大呈現增加的趨勢。當r3的值一定且為較小值時，如10 mm，電磁閥開啟響應時間隨L3的增大而減??；但當r3大于10 mm后，電磁閥開啟響應時間隨L3的增大幾乎沒有變化。在關閉響應方面，當r3一定時，電磁閥開啟響應時間隨L3的增大而增大，但隨著r3的增大這種趨勢在減弱。根據以上規律選取開扇形槽的參數范圍，如表2所示。

表2 參數取值范圍

利用Maxwell自帶的優化功能，設置參數的取值范圍，通過優化目標函數式（11）～式（13）求解多目標的最優解，利用優化算法順序非線性規劃（sequentialnon-linear programming，SNLP），對參數進行優化，使得目標接近設定值。其用響應面來近似表征有限元分析結果，通過近似和對成本函數的輕度評估，實現快速尋優。設定計算函數XAtYVal和YAtXVal，topen、tclosed和F5ms如式（11）～式（13）所示。函數求解的限定時間范圍、條件、目標與目標權重如表3所示。

表3 求解目標的屬性

式中，XAtYVal（abs（Position），0.32 mm）表示當銜鐵位移的絕對值在0.32 mm時返回一個時間值，為了加快求解速度，按照經驗選取時間范圍為0～3 ms。XAtYVal（abs（Position），0）表示銜鐵位移在0 mm（即電磁閥完全復位）時返回一個時間值。由于銜鐵的復位在電磁閥控制型號關閉后，為了能正確表示tclosed的含義（如圖5），故上式需要減掉控制信號持續的時間5 ms。另外，此函數求解的取值范圍按照經驗取5 ms～8 ms。此外，為了保證電磁閥開啟后能夠維持開啟狀態直到控制信號切斷，還需要F5ms大于電磁閥能夠維持開啟的最小電磁力177N。YAtXVal（abs（Force_z），0.005 s）表示電磁閥在控制信號切斷時刻0.005 s時，返回此刻的電磁力。

經過55次迭代計算，選擇一個較優解。優化前后銜鐵結構參數如表4、表5所示。優化后，銜鐵質量減少12.1 g，電磁閥開啟響應時間減少11.1%，關閉響應時間減少30.0%，控制信號關閉時刻電磁力下降1.0%，但仍然大于維持電磁閥開啟的最小電磁力177 N。

表4 優化前后參數對比

表5 優化前后求解目標對比

4 分析與討論

通過前面的計算分析，環形電磁鐵磁路主要分布在銜鐵的磁軛間區，但也有少部分分布在銜鐵磁軛區，在磁軛區的開槽勢必會增加磁路的磁阻，引起電磁力增大速度變慢，從而導致電磁閥開啟響應時間的增加，但是銜鐵質量的減輕又會提升電磁閥開啟響應速度，不易判斷開槽后電磁閥開啟響應時間增加還是減少。在關閉響應方面，由于控制信號關閉后，銜鐵開槽增加磁路磁阻引起電磁力減小速度加快，加之銜鐵開槽后運動件質量的減小，電磁閥關閉響應時間一定會減少。為了分析銜鐵磁軛區開槽對電磁閥動態響應速度提升的機理，開展了3組方案的對比分析，定義方案A為銜鐵磁軛區開梯形槽結構優化后情況，方案B為銜鐵磁軛區開扇形槽結構優化后情況，方案C為不開槽原方案對照組。3個對比組的特點如表6所示。

表6 對比組特點

第一組對比為方案A與方案B的對比。優化前后電磁力與銜鐵位移對比如圖11所示。發現銜鐵開槽后，在1 ms之前方案A與方案B電磁力曲線基本重合，原因為：磁路在銜鐵的分布主要集中在磁軛間區，磁軛區開槽對磁路的影響較??；對于開槽的部分，磁力線會繞開開槽部分轉向附近銜鐵未開槽部分，在開槽附近出現較未開槽更強的磁感應強度。優化前后銜鐵磁感應分布云圖對比如圖12所示。

圖12 優化前后銜鐵磁感應分布云圖對比

而在1.0 ms后，電磁力出現增長速度變慢的趨勢，這是因為銜鐵在磁軛間區已在部分區域出現飽和（銜鐵材料DT4C的磁飽和磁感應強度1.6 T），再增大外加磁場的強度，銜鐵磁感應強度上升緩慢，如圖11所示。兩種情況最大電磁力均出現在2 ms處，但銜鐵開槽后的最大電磁力為463.8 N，大于未開槽時電磁閥最大電磁力419.3 N。其原因在于電磁閥在開啟后，隨著電流的上升，靜鐵芯渦流損失增大，在t=2 ms時，開槽后的靜鐵芯鐵損為307 W，未開槽的靜鐵芯鐵損為355 W，開槽后的鐵損減小，能量轉化率提高，最大電磁力增加。

圖11 優化前后電磁力與銜鐵位移對比

對比組電磁閥響應時間如圖13所示。由圖13可知，方案B較方案A開啟響應時間較小，主要原因在于方案B運動件質量減少得更多，所以銜鐵運動t2時間更短，由1.0 ms下降到0.8 ms。

圖13 對比組電磁閥響應時間

比較方案A與方案C發現，開啟準備時間相同，銜鐵運動時間減少，說明銜鐵開槽會增加磁阻導致電磁力出現增長速度變慢的趨勢。方案A與方案C的電磁閥開啟響應時間均為1.8 ms，說明銜鐵開槽引起的電磁閥開啟響應時間增加，與銜鐵開槽運動件質量減輕引起的電磁閥開始響應時間減少相沖抵。值得注意的是，銜鐵開槽后銜鐵磁感應強度分布在開槽附近出現較未開槽更強的磁感應強度，也是沖抵磁阻增加導致電磁閥開啟響應速度變慢的原因之一。

從銜鐵開槽后運動件質量減輕的角度分析電磁閥動態響應提升的原因，對第3組即方案B與方案C對比分析。在電磁閥銜鐵準備復位時間t3方面，方案B的銜鐵準備復位時間比方案C少0.2 ms，主要原因是開槽后帶來的磁阻增加，加快了電磁力的減小速度。而在銜鐵復位運動時間t4方面，方案B的銜鐵復位運動時間比方案C少0.4 ms，如圖14所示。原因在于開槽后帶來的磁阻增加，加快了電磁力的減小速度與運動件質量減輕帶來的疊加效應。

5 結論

（1）環形多極柱電磁閥在銜鐵運動的各個時刻，磁密和電磁力分布呈現出在磁軛間區分布密集，在磁軛區分布稀疏的規律。

（2）銜鐵厚度在［2.0 mm，3.2 mm］之間，隨著銜鐵厚度的增加，電磁閥電磁力增加，開啟響應時間先減小后保持不變，關閉響應時間逐漸增加。

（3）在一定的運動阻尼下，不改變電磁閥銜鐵結構，僅靠減輕電磁閥運動件的質量對電磁閥的動態響應性能提升有限。

（4）對于環形極柱電磁閥，不改變電路和其他結構參數，通過對銜鐵磁軛區適當地開扇形槽比開梯形槽效果要好。在電磁閥開啟階段，銜鐵質量減輕及銜鐵部分區域磁化速度加快可以沖抵銜鐵開槽帶來的磁阻增加對電磁閥開啟響應的不利影響，甚至能減小電磁閥開啟響應時間；在電磁閥關閉階段，銜鐵的開槽帶來磁阻增加，可以加快電磁力下降的速度，而銜鐵開槽帶來的電磁閥運動件質量減輕又會降低高速電磁閥關閉響應時間。優化后，運動件質量減輕21.6%，電磁閥開啟響應時間下降11.1%，關閉響應時間下降30.0%，減小了銜鐵運動油膜阻尼的同時也提升了電磁閥整體的動態響應特性。