氣控副閥在不同試驗系統中的電壓補償方法研究

馮相霖 龐末紅

氣控副閥在不同試驗系統中的電壓補償方法研究

馮相霖 龐末紅

（北京航天動力研究所，北京 100076）

針對某氣控先導式電磁閥的氣控副閥在裝配試驗和性能試驗過程中吸合響應時間存在明顯差異的問題，建立氣控副閥和試驗系統的等效電路模型，并進行了理論計算和仿真分析，最終得出：性能試驗過程中氣控副閥響應時間與裝配試驗存在差異的原因是，在性能試驗過程中測試電壓補償方式不當。通過對比研究試驗系統等效電路模型，提出了一種測試電壓補償方法，采用新方法后，氣控副閥在性能試驗過程中的吸合響應時間與裝配試驗一致，差異性得以消除。

氣控副閥；響應時間；Ansoft；電壓補償

1 引言

現代航天飛行器中，為提高姿軌控動力系統的動態響應速度，要求姿軌控發動機具有快響應的能力。姿軌控發動機通常由電磁閥和推力室組成，其中，通過電磁閥的開啟/關閉控制推進劑的通路/斷路，對應著發動機的開機/關機。想要實現發動機的快響應，就需要縮短電磁閥開啟/關閉響應時間[1]。目前國內外的快響應姿軌控發動機中，往往使用氣控先導式電磁閥（以下簡稱電磁閥）。而在試驗過程中，如何獲得最真實的電磁閥響應性能，將直接影響著姿軌控發動機的控制方式與控制精度[2]。

2 氣控先導式電磁閥簡介

圖1為氣控先導式電磁閥的工作原理示意圖，電磁閥由副閥、主閥兩部分組成：副閥部分可視為一個兩位三通閥，主閥部分可視為一個兩位兩通閥。當副閥接通電信號打開后，控制氣從氣源出發沿白色箭頭通路進入R、Y主閥，驅動兩路主閥打開，將推進劑送入推力室，此時發動機開機工作；當副閥斷開電信號關閉后，控制氣沿白色箭頭通路被切斷，R、Y主閥的剩余控制氣排出，控制氣壓力下降至一定值時，主閥復位關閉，電磁閥斷路。電磁閥的動態響應性能主要決定于副閥的響應特性。

圖1 氣控先導式電磁閥工作原理示意圖

電磁閥副閥的典型響應曲線如圖2所示，其中橫軸代表時間，縱軸代表線圈內電流。當=0時，在線圈兩端接通驅動電壓，此時線圈內電流開始上升；當=0時，電流升到觸動電流1時，銜鐵上的電磁吸力克服銜鐵上的啟動反力，銜鐵開始運動，線圈內電流受銜鐵運動產生的反電動勢影響，電流開始下降；當時間到達1時，銜鐵運動到位，副閥此時完全打開；線圈內電流繼續增加，直至達到最大電流m。

圖2 電磁閥副閥典型響應曲線[3]

圖2中所示的1時間為副閥的開啟響應時間，當副閥的技術狀態確認后，該值應為一確定值，不會隨試驗系統而變化。而本文發現了同一臺副閥在不同試驗系統中的響應時間存在差異性，并針對該現象進行研究。對副閥在額定工作狀態下的動態特性，和在整閥性能試驗中的動態響應特性，進行對比分析與理論計算，并最終將差異性的原因歸結到電磁閥性能試驗過程中電壓補償方法不當。

為解決該問題，通過對比試驗系統的等效電路模型，提出了一種新的測試電壓補償方法，使副閥在電磁閥性能試驗中的觸動時間、吸合時間與副閥額定工作狀態一致，電磁閥測試所得到的整閥響應性能也與實際額定工況一致，消除了試驗系統不同帶來的差異性，提高了電磁閥性能試驗結果的可信度。

3 副閥響應時間差異性分析

3.1 概述

圖3 性能試驗電磁閥性能曲線

電磁閥副閥在裝配試驗階段和性能試驗階段，均會測試副閥的動態響應特性。其中，裝配試驗階段的試驗結果為副閥在額定工況下的響應。電磁閥性能試驗過程中，副閥線圈的電流如圖3中曲線所示，根據副閥工作原理，當線圈兩端施加電壓后，線圈電流緩慢上升，當電流達到觸動電流觸動時，銜鐵開始運動，此時時間觸動=4.5ms，即為副閥銜鐵開始運動時間；線圈電流在反電動勢作用下開始降低，當時間到達吸合時間吸合=5.5ms時，銜鐵運動到位；銜鐵運動時間銜鐵運動即為吸合-觸動=1ms。副閥銜鐵運動到位后，主閥開啟，主閥運動為主閥固有性能，為0.5ms。

復查在裝配試驗階段，副閥的響應特性，銜鐵吸合時間為6ms，副閥在電磁閥性能試驗中的響應時間較額定工作狀態快0.5ms。

3.2 副閥響應特性分析

副閥在額定狀態中與副閥在電磁閥性能試驗狀態中的性能參數如表1所示。

表1 電磁閥副閥在不同試驗條件下性能參數對比

兩次試驗過程中，副閥觸動電流基本相同，均為0.77A，可知副閥的工作載荷無變化[4]；銜鐵運動時間基本相同，為1ms，可知銜鐵及其附屬零部件的慣量、阻尼未發生變化[5]；兩者在觸動時間上存在較大差別，分別為5.0ms和4.5ms。經初步分析，影響觸動時間的因素有觸動電流大小和觸動電流上升速率（參考圖3中輔助箭頭斜率），因兩次試驗中觸動電流相同，則造成觸動時間差異性的因素為觸動電流上升速率。

4 副閥工作特性分析

4.1 副閥響應時間計算

影響觸動電流上升速率的因素有線圈兩端電壓，線圈整個回路電阻、電感等。對比副閥額定狀態測試系統與電磁閥整閥性能試驗系統的等效電路，如圖4所示，其中，副閥線圈等效為1個電阻和1個電感串聯[6]，采集控制盒等效為開關S、驅動電路MOS管內阻mos和采樣電阻內阻采樣；裝配試驗過程中驅動電壓為額定電壓27V，在性能試驗過程中，為了補償測試電纜線阻wire，將驅動電壓補償到29.5V以保證線圈最大電流一致。

圖4 試驗系統等效電路圖

對于裝配試驗狀態的等效電路，電感內無初始電流，當開關關閉時，根據基爾霍夫電壓定律（Kirchhoff Voltage Law），對于通過線圈電流(t)有[7]：

式中，為線圈等效電阻，mos為驅動電路MOS管內阻，采樣為采樣電阻，為線圈等效電感。

求解該線性非其次微分方程，得到：

求解：

同樣方法得到性能試驗時線圈電流(t′)，并求解′：

式中，wire為線纜電阻，其余參數與式（1）中相同。

公式中各參數的實測值為：線圈電感=0.12H，線圈電阻=19Ω，采樣=0.2Ω，wire=1.8Ω，為簡化計算，mos忽略不計[8]。

取觸動電流(t)為0.77A時，帶入式（3），計算電磁閥觸動時間觸動=4.97ms；

取觸動電流(t′)為0.77A時，帶入式（4），計算電磁閥觸動時間′觸動=4.54ms。

計算結果與試驗結果較接近，通過對比式（4）與式（3），性能試驗觸動時間較裝配試驗（額定狀態）快0.42ms的原因是：性能試驗為排除線纜電阻wire的分壓影響，將驅動電壓提高至29.5V，雖然保證了流經線圈的最大電流與額定狀態一致，但2.5V補償電壓大幅度提高了試驗系統電路中回路電流(t′)對一階零狀態響應的時間特性，表現為觸動時間與裝配試驗狀態相比快0.42ms。

4.2 副閥性能仿真

由于該電磁鐵為軸對稱結構，所以選擇軸對稱求解類型，建立電磁鐵的二維軸對稱模型（軸旋轉）[9]，如圖5所示。其中，銜鐵沿軸運動，初始氣隙0.3mm，即初始位置為0，運動行程為沿軸方向0.3mm；設置銜鐵重量為8g，阻尼為0.02N·s/m；開啟反力根據理論計算，設為-50N。

圖5 副閥二維瞬態仿真模型

定義材料后，定義激勵源和邊界條件，設置激勵方式為電壓激勵，初始電流設置為0A，電感設置為實測值0.12H，線圈匝數設定為500匝。分別對圖3所示兩種副閥測試狀態進行仿真，其中，裝配試驗仿真時將電阻設置為19.2Ω、驅動電壓設置為27V，仿真結果如圖6所示；液流試驗仿真時將電阻設置為21Ω、驅動電壓設置為29.5V，仿真結果如圖7所示。

圖6 裝配試驗副閥性能仿真

圖7 液流試驗副閥性能仿真

兩次試驗中觸動電流仿真結果均為0.75A；裝配試驗的吸合時間仿真結果為5.15ms，液流試驗的吸合時間仿真結果為4.6ms；兩次試驗中銜鐵運動時間的仿真結果相同，均為0.8ms。

仿真結果總體與試驗結果接近，雖然仿真結果中兩次試驗的驅動電壓參數不相同，但銜鐵的吸合運動時間相同，均為0.8ms，說明銜鐵的吸合運動時間受補償電壓的影響較低。

為補償液流試驗系統中的線纜電阻wire分壓，將驅動電壓提高至29.5V，雖然可以保證副閥線圈內最大電流與額定狀態一致，但卻使副閥的響應特性偏離額定工作狀態，據此可判斷計算線纜電阻分壓法的電壓補償方法不能準確反映出電磁閥整閥的響應特性。

仿真結果中觸動時間與計算結果、試驗實測值均較接近，銜鐵運動時間也與試驗實測的0.9ms基本相同，并且根據仿真結果，銜鐵的運動時間受到補償電壓的影響較小，可忽略，在電壓補償計算中，不需考慮銜鐵運動時間。

為了讓性能試驗中電磁閥的響應時間與電磁閥裝配試驗（額定工況）盡可能接近，需重新考慮對導線電阻wire的補償方案。想要達到的補償目標為：副閥銜鐵的吸合時間、觸動時間盡可能接近額定工作狀態，以獲得電磁閥整閥的額定響應時間。

5 電壓補償計算及驗證

令式（3）、式（4）的觸動時間相等，將式（4）中的29.5V電壓設為未知量U，令=′,聯立式（3）、式（4），求解U：

其中，“27.9V補償”曲線與“額定測試”曲線在副閥整個動態響應范圍內重合，說明27.9V補償電壓時，銜鐵的吸合、觸動特性與額定狀態一致；在7ms時，額定測試狀態的電流曲線與27.9V補償狀態的電流曲線才產生分離，并最終達到最大電流1.33A，銜鐵在6ms時已完成動作，此后的電流變化不影響副閥的響應特性。

調整計算，將線圈兩端電壓改為27.9V，重新進行液流試驗，其副閥線圈電流如圖9所示，其中，觸動時間觸動由原來的4.5ms變為5ms，銜鐵運動時間銜鐵運動仍為1ms，此時副閥的工作曲線與裝配狀態相同，副閥工作狀態與任務書裝配要求的額定狀態一致。

圖9 調整計算后副閥觸動時間t觸動

6 結束語

本文分析了一種氣控先導式電磁閥的副閥在額定工作狀態與性能試驗中響應時間存在差異性的原因是，補償線阻分壓時，將驅動電壓設置較高，導致性能試驗中副閥響應時間相較額定工作狀態快0.5ms。經理論分析與計算，研究出一種新的電壓補償計算方法，按新方法計算出的驅動電壓由原來的29.5V降低至27.9V，調整試驗系統驅動電壓后，重新進行電磁閥性能試驗，副閥的響應時間與額定工作狀態一致。對于該類型的副閥，后續液流試驗或類似試驗過程中，為獲得與額定工況一樣的響應特性，可采用本文的驅動電壓補償算法。

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Research on Voltage Compensation of Gas Driven Auxiliary-valve Test under Different Test Conditions

Feng Xianglin Pang Mohong

(Beijing Aerospace Propulsion Institute, Beijing 100076)

This article compared “pull in” response time of the same gas driven auxiliary-valve under different test conditions as the laboratory rated conditions and performance test conditions. The “pull in” response time under the performance test conditions differs from the rated conditions significantly. This difference makes the test results lose effectiveness. Two equivalent circuit models are established to analyze the difference. The article progressed analysis, calculation and Ansoft simulation, and discovered that the difference of the “pull in” response time is caused by the wrong voltage compensation method which is used under the performance test. To correct the compensation method, more research and comparation work is conducted. Finally a voltage compensation method is developed to keep the auxiliary-valve’s “pull in” response being the same under different test conditions. The new method improves the performance test system, and the test result validates this article’s theory.

gas driven auxiliary-valve；“pull in” response；Ansoft；voltage compensation

V433.9+1

A

馮相霖（1987），工程師，機械工程專業；研究方向：航天器閥門設計。

2021-07-06