一種節能型電磁換向閥液壓沖擊仿真

何沛恒，鄧 斌，楊 帆，王 奇

(1.西南交通大學先進驅動節能技術教育部工程研究中心，四川成都 610031；2.西南科技大學制造過程測試技術教育部重點實驗室，四川綿陽 621010)

引言

在液壓系統的實際應用中，存在液壓電磁換向閥不能長期供電以及管路油液對溫升敏感等工況[1]，此時傳統電磁換向閥便不再適用，需設計一種能在換向位穩定保持，在需要時可靠換向的裝置。較為理想的方案便是采用基于永磁體的多穩態電磁換向機構，但該機構會使得閥口關閉速度過快[2]，導致管路內部產生液壓沖擊，威脅液壓系統。

緩解液壓沖擊的措施主要有：增大管徑和縮短管長[3]，減小流速[4]，采用橡膠管道[5]，增設蓄能器[6]或安全閥[7]，延長閥口關閉時間等。前幾種主要針對結構進行優化，而延長關閉時間方案具有更廣的適應性，是更具前景的研究方向。方益奇等[8]對變阻尼氣彈簧進行了設計研究，但因氣體可壓縮性，變阻尼控制難度較大；胡琴等[9]研究了變阻尼節流孔在電磁閥上的應用，取得了一定效果；陳占江等[10]提出了一種雙壓簧變阻尼摩擦器，但線性可調區間較短，仍有優化空間；MAEMORI K等[11]研究了電流變阻尼裝置的緩沖性能，但其成本較高，商業化難度較大；楊志超等[12]提出了一種基于磁流變阻尼技術的緩解方案，論證了其應用可行性。

磁流變液(Magnetorheological Fluid，MRF)是20世紀50年代提出的第四代智能材料，也是目前研究熱度較高的一種。利用磁流變液受磁場控制的變剪切力性質而研發的磁流變阻尼裝置[13](Magnetorheological Damping Device，MRD)可以較好地對輸出軸進行變阻尼控制，通過人為控制，緩和閥口關閉過快引發管路液壓沖擊的問題。在國外，美國Lord公司和德國BASF公司較早地發現了磁流變液的潛在市場并紛紛開展研究工作，多國研究人員通過不斷努力，對磁流變液的制備、成分、溫升、阻尼等有了較為成熟的理論體系和相應研究成果；目前為止，已有商業化的磁流變液產品流通于市場[14]。在我國，磁流變液的認知和研究始于1990年后，隨著國家對于其重視程度和投入的不斷提升，我國科研人員也逐步掌握了磁流變液的制備工藝[15]和性質機理[16]。在相關學者的努力下，實現了從理論研究到實際工程應用的長足進步[17]。

以三位四通液壓換向閥為載體，設計研究一種具備多穩態電磁換向和磁流變阻尼功能的新型液壓換向閥可以較好地解決能源受限、管路油液對溫升敏感以及管路液壓沖擊等液壓系統問題，具有一定的創新性和工程實際意義。

1 新型液壓換向閥方案

如圖1所示的新型液壓換向閥方案，位于中部的三位四通換向閥一側與三穩態電磁換向機構連接，機構的換向軸與閥芯同軸線串聯，另一側與磁流變阻尼裝置連接，閥芯與裝置動鐵芯同樣同軸線串聯。換向閥與二者通過端面法蘭以螺紋連接，結合O形密封圈進行端面靜密封。

圖1 新型換向閥三維模型

為使得三位四通換向閥與三穩態電磁換向機構互相適應并滿足國標要求，設計定義：閥芯行程8 mm，最大開口量2 mm，閥芯活塞直徑16 mm，閥芯活塞桿直徑10 mm，閥口通徑10 mm，端面接口尺寸限界為74 mm×74 mm。

如圖2所示，在雙穩態換向機構的基礎上，增設一套與之運動軸共面但與軸線垂直的換位機構，換向桿從第一穩態在換向機構驅動下沿引導槽運動至中位(第二穩態)后，換位機構驅動換向桿至引導槽另一側(仍為第二穩態)，進而換向機構可驅動換向桿向第三穩態側運動，實現三個穩態之間的相互切換以及穩態自保持。穩態保持通過永磁體產生的磁場和中位保持機構實現，換向和換位過程通過2組電磁線圈短時通電實現，可大大降低電源通電時間，避免了線圈長期通電發熱導致的系統溫升和較大能耗。

考慮到平行于MRF剪切方向的磁場對磁流變效應作用較小而垂直方向的作用較大[18]，因此磁流變阻尼裝置應盡量使磁場方向垂直于MRF剪切方向；同時，為充分利用磁場，采用內繞型“剪切-閥”式磁流變阻尼裝置[19]更具備性價比。同時，裝置還需外置1個蓄能器給其內部磁流變液一定預載壓力以保證液體的充分填充。

該制式裝置的阻尼力Fvd計算公式[19]如下式，其主要由速度相關的粘滯阻尼力和磁場強度相關的庫倫阻尼力組成：

(1)

式中,η—— 與磁場強度無關的磁流變液屈服后黏度

l—— MRD活塞產生法向磁場的有效長度

D—— MRD活塞的外徑

d—— MRD芯軸的外徑，即活塞內徑

h—— MRD活塞與殼體之間的MRF通道厚度

圖2 新型換向閥剖面圖及關鍵參數

v—— MRD活塞的運動速度

τ0(H) —— MRF隨磁場強度變化的剪切屈服應力

綜上，新型換向閥結構如圖2所示。

在圖2中，粗實線部分為移動部件，該部件在虛線部分內沿軸線往復運動，三穩態電磁線圈提供移動部件的換向力，MRD通過電磁線圈與MRF作用向移動部件提供可調阻尼力，其余部件分別提供了不同性質的恒值阻力(包括液壓卡緊力、閥芯粘滯阻力、動密封阻力、穩態液動力、移動部件摩擦阻力等)和速度相關的阻尼力(包括瞬態液動力、MRD粘滯阻尼力等)，所有力共同作用在閥芯上并獲得人為可控的換向速度，進而改變閥口的通斷過程，以緩解閥口因開合過快而導致管路液壓沖擊的問題。

2 換向閥液壓沖擊

液壓系統管路通道突然關閉，靠近閥口處液流立即停止運動，其動能在極短時間內轉變為壓力能，較遠處液流依次變化，在管路內形成高壓沖擊波并急劇交替升降的現象稱為液壓沖擊，如圖3所示。液壓沖擊所產生的壓力峰值最高可達額定工作壓力的3至4倍以上，輕則使得儀器精度下降，重則導致管路破裂、元器件及儀表嚴重損壞。

圖3 閥口突然關閉導致液壓沖擊

在理想模型中，由伯努利方程和能量守恒定理[20]得：

(2)

式中，Δpmax—— 液壓沖擊時壓力的相對升高值

K′ —— 考慮管壁彈性后液流的等效體積模量

c—— 壓力沖擊波在管內傳播速度，其取值范圍[21]一般約為：c∈[890，1270]m/s

ρ—— 液流流體密度，常用液壓油密度一般約為[22]：ρ=9.026×102kg/m3

圖4 新型三位四通換向閥AMESim仿真模型

以該新型液壓換向閥為例，可計算產生液壓沖擊時管路內的最大壓力為：

(3)

同時，可計算管道內沖擊波動壓力最低值[6]為：

=22.335 MPa

(4)

其中，pg為液壓換向閥額定壓力。

利用能量法計算的液壓沖擊值為沖擊過程的平均值，即管路內每個液流微元的動能轉化為壓力能且壓升處處相等。但實際情況是，壓力沖擊波在管路內往復運動、相互疊加，并因阻尼作用(包括流體內摩擦、流體與管內壁間摩擦等)在管路內形成指數型衰減的壓力振蕩[23]。對于液壓沖擊瞬態規律的理論計算方法，目前主要采用分段集中參數模型，通過鍵合圖法輔以特征線法進行計算[24]，還需考慮動摩擦液阻的作用[25]，由此求解出瞬態壓力變換規律。

同時，以該新型三位四通換向閥結構和額定工況為例，通過AMESim建立仿真模型如圖4所示。

在模型中，由于閥芯與閥體結構尺寸的特殊性，需要利用HCD模塊進行底層建模而非直接在液壓元件庫調用三位四通換向閥，設置其參數與前文數據完全相同。通過信號輸入并轉換為閥芯的位移，可模擬閥芯的快速換向的情形。

利用參考文獻[25]中分段集中參數模型計算所得的結果同AMESim仿真結果進行對比，結果顯示瞬態理論計算與仿真結果基本吻合，如圖5所示。

圖5 分段集中參數模型與AMESim仿真結果

另外，以控制變量法對不同管路長度進行液壓沖擊分析，振蕩曲線如圖6所示。

圖6 管路長度對液壓沖擊振蕩衰減的影響

如圖6所示，隨著管路長度的增加，液壓沖擊峰值逐漸減小，振蕩圓頻率隨之增加。該規律得到了吳凡等[26]在論文中的驗證，說明液壓沖擊的本質原因是管路內壓力沖擊波的疊加作用，且壓力振蕩在阻尼的作用下呈指數衰減。

取AMESim中各個管路長度模型所仿真出的壓力波動數據，求相對額定工作壓力31.5 MPa的絕對差值并取平均值，結果如表1所示。

表1 AMESim不同管路長度相對壓力變化均值

由表1可知，當管路長度較短時，AMESim仿真均值以較小誤差稍小于能量法的理論均值9.73 MPa，原因在于AMESim軟件在模型解算時考慮了阻尼能量損耗的因素；但隨著管長的增加，仿真均值明顯小于能量法均值，原因在于管路過長，阻尼能量損耗占比變多，此時未考慮能耗的能量法必然失真。

至此，通過定量分析證明了能量法、分段集中參數模型、AMESim仿真模型三者的計算結果相近且差異可解釋。在AMESim的說明文件中，開發公司LMS也對此部分仿真進行了實驗驗證，結果表明仿真結果與實驗數據誤差較小，如圖7所示，因此仿真結果可靠可信。

圖7 LMS公司AMESim仿真與實驗結果對比

以管路直徑10 mm、管長1 m為不變參數，計算管路液壓沖擊峰值及其波動規律，后續變阻尼控制仿真同樣采用此參數，結果如圖8所示。

仿真開始時，P口閥芯打開，使得P口流向A口或B口，A口或B口在較小的壓力波動后穩定于負載壓力，此時P口壓力與負載相等；當輸入換向信號時，突然的換向導致P口迅速關閉，恒壓源輸出管路產生壓力沖擊，峰值86.63 MPa，在一段時間的壓力振蕩后，P口壓力穩定于恒壓源壓力并不再變化。

圖8 換向閥液壓沖擊仿真結果

3 新型液壓換向閥仿真驗證

本研究目標是以新型三穩態電磁換向閥為載體，研究閥芯在多穩態換向機構與磁流變阻尼裝置的共同作用下，閥芯換向速度對液壓沖擊的緩解效果。故而，仿真模型可以有針對性地進行簡化，僅搭建完成一次換向過程的“新型換向閥”模型。因此換向性能可針對換向力、變阻尼力、換向時間、管路壓力波動等關鍵參數進行分析。

3.1 無MRD裝置時的換向性能

前文對換向時間t=0的極限工況進行了換向性能分析，得到了液壓沖擊的峰值及波動規律，也需考察無MRD時，三位四通換向閥僅在三穩態電磁換向機構的驅動下液壓管路的液壓沖擊規律。

此時閥芯的動力學方程為：

(5)

(6)

符合實際工況的2組初始值分別為：

(7)

通過求解該二階常系數齊次線性微分方程可得閥芯位移與換向時間之間的函數關系，將閥芯位移x=8 mm代入即可求得換向力Fc與換向時間t之間的函數關系。當換向力大于97.5 N時即可實現設計要求所需的換向時間[tdh]≤0.02 s；由于所設計的電磁換向機構所能提供的換向力最大不超過203.76 N，能達到的最小換向時間t=0.0126 s。

設置好相應的仿真參數后，以97.5 N和203.5 N的電磁換向力為代表，分別計算得出相應的仿真結果如圖10所示。

圖9 無MRD時AMESim仿真模型

圖10 無MRD時AMESim仿真結果

由計算結果可知，換向力分別為97.5 N和203.5 N時換向時間為0.02 s和0.0128 s，與理論計算結果幾乎一致。相比直接換向(換向時間t=0)導致的液壓沖擊可略有減小，峰值分別為70.13 MPa和77.24 MPa；換向力越小則換向時間越長，相應的壓力沖擊峰值也隨之越小，但沖擊峰值依舊較大。

3.2 MRD電磁線圈斷電時的換向性能

當磁流變阻尼裝置內繞線圈未通電時，如圖11所示，MRD的阻尼力完全由運動芯軸與殼體之間流動的磁流變液的粘滯阻尼力提供，此時閥芯動力學方程變為：

(8)

方程初值與式(7)相同，當換向力Fc大于101.5 N 時即可實現設計要求所需的換向時間[tdh]≤0.02 s。由于所設計的電磁換向機構所能提供的換向力最大不超過203.76 N，即能達到的最小換向時間t=0.0128 s。

由結果可知，換向力分別為101.5 N和203.5 N時，換向時間分別為0.02 s和0.013 s，與理論計算結果誤差極小，相比直接換向(換向時間t=0)，液壓沖擊略有減小，峰值分別為71.10 MPa和78.24 MPa，但與無MRD介入時差別不大，同樣有換向力越大則換向時間越短，相應壓力沖擊峰值也隨之越大的規律。

3.3 MRD主動控制時的換向性能

由圖8可知，換向速度極快(t=0)的情況下管路液壓沖擊的峰值會達到86.63 MPa，而在設計要求的換向時間([tdh]≤0.02 s)內，管路壓力峰值雖相比直接換向有所減緩，但仍保持在70～80 MPa的區間內，相比系統31.5 MPa的額定壓力及其允許的壓力峰值11.8 MPa而言依舊很大。在換向力一定的前提下，磁流變阻尼裝置主動控制的介入可以減小閥芯動力學方程齊次項，其換向速度相應放緩，換向時間也因此延長，有利于緩解管路的液壓沖擊，從理論層面說明了變阻尼主動控制的必要性和積極作用。

根據方案，換向力越大，與之相匹配的阻尼力也需要更大才得以放緩換向過程，同時考慮到不同換向力對壓力沖擊峰值的影響較小，故而以換向力為101.5 N時工況為例，考察主動控制的不同恒值阻尼力對換向過程的影響，此時閥芯的動力學方程為：

圖11 MRD斷電時AMESim仿真結果

(9)

(10)

符合實際工況的2組初始值分別為：

(11)

將閥芯位移x=8 mm代入并求解該微分方程，可求得主動控制阻尼力與換向時間之間的函數關系，結果如圖12所示。

圖12 MRD主動控制阻尼力與換向時間函數關系

由圖12可知，隨著主動控制阻尼力的增大，換向時間在前期的放緩效果不明顯，到中后期時由于不斷逼近電磁換向力，放緩效果得到顯著提升，直至阻尼力約為75.9 N左右時，使得總的阻力近乎等于換向力，此時換向過程將異常緩慢，繼續增大阻尼力則會超過換向力使其無法換向。

建立如圖13所示的AMESim仿真模型，主動控制阻尼力以常值信號串聯力輸入模塊表示，與磁流變阻尼自身的粘滯阻尼力相并聯，構成一個通電狀態下的磁流變阻尼裝置；通過設置不同的主動控制阻尼力可控制閥芯實現不同的換向過程，進而得到不同的液壓沖擊規律，仿真結果如圖14～圖16所示。

由仿真結果可知：

(1) 對比圖12和圖14，仿真計算的換向時間與動力學模型計算結果高度吻合，通過仿真驗證了動力學模型的可靠性及準確性；

圖13 MRD主動控制仿真模型

圖14 換向時間與壓力峰值隨阻尼力變化關系

圖15 壓力波動參數隨阻尼力變化關系

(2) 從動力學角度分析，阻尼力的增大降低了閥芯動力學方程中二階項的值，閥芯加速度減小，進而表現為閥芯運動速度的減緩、閥口關閉時間延長，緩解了管內液流速度突變的不利情況。如圖14所示，管路內液壓沖擊的峰值壓力從86.63 MPa隨阻尼力增大而下降至最小41.96 MPa，此時位于換向閥允許的壓力波動區間內，同時壓力峰值出現的時間也相應后移，峰值出現時間也正好是閥口剛好關閉的時間；

圖16 不同主動控制阻尼力管路液壓沖擊AMESim仿真結果

(3) 如圖15所示，隨著主動控制阻尼力的增大，管路內振蕩的結束時間也隨之延后，但振蕩時長逐步減小，振蕩時間占比也不斷減小。原因在于：延長了閥口關閉時間，振蕩的結束時間也會隨之延后，流速突變得到了緩解，壓力振蕩峰值相應地減少，振蕩過程更易于快速進入換向閥允許的壓力波動區間，振蕩在換向過程中的占比也隨之降低。

故而，在換向時對磁流變阻尼裝置設定一個主動控制的恒值阻尼力，可以有效地緩解管路內的液壓沖擊問題，阻尼力設定的越大(即MRD控制線圈電流產生的磁場越大)，閥芯運動速度越低、換向時間越長、壓力峰值越低的同時振蕩時間也越短。

3.4 MRD閉環控制可行性分析

由于換向過程較快，閉環控制若以油壓剛超過換向閥允許的最高壓力(31.5+11.8=43.3 MPa)為標準進行響應則難以有效控制，極易出現響應到位時閥口已完全關閉的情況。因此，結合液壓系統自身油壓波動等客觀因素，以超出換向閥額定壓力的5%作為響應標志(33.075 MPa)，研究此時閉環控制的可行性。

如圖17所示，從換向開始(仿真時間第0.7 s起)至管路首次升壓至1.05倍額定壓力耗時0.008 s，從換向開始至閥口完全關閉(此時管路內壓升到振蕩過程的最大值)耗時0.0098 s，閉環控制單元的工作總時長僅為0.0018 s，包括油壓檢測的響應時間、閉環控制的解算時間、閉環控制輸出的響應時間等部分。在不到2 ms的時間內完成一套完整的閉環控制，對于磁流變阻尼裝置是極難實現的[28-29]。因此，閉環控制的可行性不高，不具備足夠的工程實際； 另外，如若采用超前響應的控制策略，則與主動控制無異。

圖17 無主動控制阻尼力時管路液壓沖擊規律

4 結論

通過設計一種新型三穩態電磁換向機構，解決了傳統液壓換向閥對于不能長時間通電和液壓系統對油液溫升敏感等工況的不適應問題。引入磁流變阻尼技術，在閥芯上串聯磁流變阻尼裝置，通過人為主動控制實現閥芯換向過程的放緩，進而緩解因閥口突然關閉而引發的管路內液壓沖擊問題。

經設計計算和仿真驗證，該新型換向閥在101.5 N電磁換向力的前提下，可提供最大約71.8 N的主動控制阻尼力，實現了阻尼力不斷變大的狀態下管路內液壓沖擊峰值從86.63 MPa逐步降至41.96 MPa的預期效果，雖然換向時間自0.02 s逐步延長至0.10 s，但極大縮短了振蕩時間占比，證明了新型閥對液壓沖擊的緩解作用。但受系統自身響應能力限制，新型液壓換向閥變阻尼閉環控制可行性不高，不建議采用。

該新型換向閥思路新穎且密切結合工程實際，為液壓系統管路液壓沖擊的緩解技術提出一種新方案，方案切實有效，具備實用價值和工程實際意義。