閥芯對中狀態(tài)對磁自鎖閥靜態(tài)吸力的影響

陳 銘，王春民，趙雙龍

(西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

自鎖閥廣泛應用于液體火箭發(fā)動機、長期在軌航天器和深空探測器等，具有良好的節(jié)能效果。自鎖閥根據自鎖原理分為機械式自鎖閥、介質力自鎖閥和永磁式自鎖閥。永磁式自鎖閥(簡稱磁自鎖閥)相較于前兩種自鎖閥具有結構簡單緊湊、響應快等優(yōu)點而應用最為廣泛。

永磁自鎖電磁鐵是磁自鎖閥的核心組件，其設計水平直接決定了磁自鎖閥的性能，永磁自鎖電磁鐵的研究將對設計具有重要指導作用。潘英朋、高蕾娜等給出了磁性雙工位自鎖電磁鐵的磁路建模方法及磁路磁導的計算方法。柳珊等的研究表明熱變形納米晶Nd—Fe—B磁體具有更加良好的磁性能，使用此材料制成的永磁環(huán)可有效降低閥門的質量與尺寸。任志彬等研究認為軟磁材料的磁感應強度飽和是自鎖電磁鐵的電磁吸力與電壓的非單調關系的主要原因。此外，安匝數、氣隙寬度、驅動電壓和吸合面積比等參數均是影響自鎖電磁鐵靜、動態(tài)特性的重要參數。文獻[11-12]根據各參數對靜、動態(tài)特性的影響程度分別開發(fā)了針對磁自鎖閥的結構優(yōu)化方法。

研究試驗表明，磁自鎖閥動作壽命一般不超過1萬次，而直動螺管電磁閥動作壽命約為幾萬次，無摩擦電磁閥的壽命可達百萬次，具有明顯的壽命差距。在壽命試驗中，動作數千次后便出現明顯的動作延遲或無法開關的動作故障，試驗后檢查發(fā)現閥芯表面及導向面有明顯磨損和刮擦痕跡。本文認為造成該現象的原因為磁自鎖閥閥芯在配合間隙內受側向磁力處于偏心狀態(tài)，在動作時的摩擦力較大，從而加速了表面的磨損。目前未見針對磁自鎖閥閥芯處于偏心狀態(tài)的靜態(tài)吸力研究。

本文主要通過仿真對比分析磁自鎖閥閥芯在完全對中狀態(tài)和偏心狀態(tài)下受到的靜態(tài)吸力，研究偏心狀態(tài)的閥芯受到的磁力以及偏心量對側向磁力的影響。

1 磁自鎖閥工作原理

圖1為磁自鎖閥在各種狀態(tài)下的磁路示意圖，其采用雙線圈控制，永磁體置于兩線圈之間形成恒定永磁場，提供自鎖力，打開線圈或關閉線圈瞬時通電可產生控制磁場，控制閥門開啟與關閉。

圖1 磁自鎖閥工作原理圖Fig.1 Operation principle of magnetic latching valve

圖1(a)為磁自鎖閥在關閉時的磁路，穿過下氣隙的永磁通大于穿過上氣隙的永磁通,閥芯受到向下的永磁吸力，使閥芯保持關閉狀態(tài)。圖1(b)為閥門開啟過程，打開線圈通電，產生控制磁通與在下氣隙處永磁通方向相反，相互抵消，與上氣隙處永磁通方向相同，相互疊加，形成電磁合力，隨電流逐漸增大，克服阻力，閥芯向上運動至最高點，閥門開啟，打開線圈斷電；圖1(c)為開啟狀態(tài)，上氣隙永磁通′大于下氣隙永磁通′1,永磁吸力方向向上，使閥芯自保持在開啟位置。閥門關閉過程[見圖1(d)]與開啟過程同理，關閉線圈通電，電磁合力向下，閥芯向下運動至關閉位置，閥門關閉，永磁吸力將閥芯緊緊壓在閥座上。

2 閥芯完全對中狀態(tài)下的靜態(tài)電磁吸力

自鎖電磁鐵的靜態(tài)電磁吸力一般指工作氣隙固定且閥芯靜止時，永磁體單獨作用下的永磁吸力或線圈在恒定激勵下輸出的電磁吸力。在設計計算電磁吸力時不考慮閥芯存在偏心的理想情況，常用集中參數的磁路分割法進行初步的永磁力和電磁力估算，再通過磁場有限元法按實際結構參數建模確定自鎖電磁鐵的電磁性能。

2.1 磁路分割法及其數學模型

自鎖電磁鐵的磁路屬于“動態(tài)式”磁路，主要表現為磁阻隨工作氣隙變化而變化，開/關線圈產生的瞬時外加磁場也影響著永磁體的工作點。現代稀土永磁體的退磁曲線為一條直線，且回復曲線與之重合，不必考慮非線性問題，在磁路計算時可以將永磁體處理為一個恒定的等效磁勢和一個線性的磁阻的串聯(lián)；線圈磁勢由激勵電流及匝數確定；工作氣隙磁阻可按磁極形狀分割圓柱體磁阻和圓筒形磁阻，非工作氣隙磁阻可按圓筒形磁阻計算；導磁環(huán)、殼體等導磁零件的磁阻可按線性即類似非工作氣隙磁阻處理，結合閥門結構示意圖和工作原理，根據磁阻分布和串并聯(lián)關系簡化得到自鎖電磁鐵的等效磁路圖，如圖2所示。

圖2 等效磁路圖Fig.2 The magnetic circuit diagram

磁路中上、下兩個控制線圈的磁勢分別為和，和分別為上、下磁路的等效磁阻，為干路等效磁阻。根據磁路基爾霍夫二定理：閉合磁路的磁動勢等于各段磁路上磁勢降落之和，采用疊加原理求解上、下磁路的磁通得

(1)

(2)

式中：為磁路通過工作氣隙的磁通，Wb；為磁路通過工作氣隙的磁通，Wb。

假設工作氣隙中的磁通密度是均勻的，由麥克斯韋電磁吸力基本公式可得到電磁合力為

(3)

當式(1)和式(2)中線圈磁勢、均為0時，即磁路中只有永磁鐵作用，電磁合力轉化為永磁吸力。

2.2 磁場有限元法及其仿真模型

自鎖電磁鐵是一個同軸套管式結構，二維軸對稱仿真模型能夠完整反映其三維情況，考慮到后續(xù)研究中偏置閥芯，其為非軸對稱模型，故采取三維建模仿真，圖3為在低頻電磁仿真軟件MagNet中建立的自鎖電磁鐵三維模型的縱截面，使用軟件提供的自適應網格劃分工具對模型進行自動網格生成，在保證計算精度的同時減小計算量，對閥芯區(qū)域局部劃分精細網格。

圖3 磁場有限元仿真模型Fig.3 Finite element simulation model

模型中永磁鐵使用高性能銣鐵硼永磁鐵，牌號為NdFeB 300/160，磁極內弧“N”，外弧“S”；閥芯、殼體、導磁環(huán)均使用高飽和磁感應強度軟磁合金B(yǎng)YR1，磁導率由-曲線定義；密封塊、隔磁環(huán)和隔磁墊片的磁導率都很小，因此按真空材料處理。各模塊的具體材料屬性如表 1所示。在MagNet軟件中創(chuàng)建并自定義上述材料，將材料屬性分別賦予對應結構的物理模型。仿真模型中不設置特殊邊界條件，即考慮磁路中的漏磁，將求解區(qū)域外邊界設置為氣球邊界。勵磁源設置為控制線圈910安匝。

表1 組件材料及屬性

2.3 計算結果分析

使用磁路分割法數學模型和磁場有限元方法計算4種典型工況，即閥芯分別處于關閉和開啟位置時，斷電狀態(tài)下的自鎖力和通電狀態(tài)下的電磁吸力。4種工況分別代表磁自鎖閥在斷電狀態(tài)下自保持開啟、關閉狀態(tài)和通電狀態(tài)下開啟、關閉瞬間，仿真計算結果如下。

選取11臺產品進行吸力試驗，利用微機控制彈簧拉壓試驗機測量上述4種工況的自鎖力或電磁合力，測試結果與計算結果對比情況如表 2所示。

表2 4種工況下電磁吸力計算結果

對比兩種計算方法結果及試驗測量數據可得，磁路分割法較為保守，與試驗數據誤差較大，主要是因為在計算時將鐵磁阻線性化考慮以及對漏磁的估計不準。準確預測磁路構造分布與估算導磁體內磁感應強度及磁阻對磁路分割法的計算精度具有很大影響，在一定精度范圍內，采用磁路分割法的計算結果準確度可以滿足工程計算要求。磁場有限元法計算結果與試驗數據比較接近。磁場有限元法將磁自鎖閥離散單元化，得到其磁場分布情況，磁力線分布示出磁路結構，磁感應強度分布示出磁路工作原理。

圖4為閥芯分別位于關位和開位時的表面磁感應強度，從圖中可以看出磁感應強度呈上下高、中部低的層狀分布；由磁路結構確定，磁通從閥芯中部進入，再從上下兩端離開，因此磁感應強度在閥芯上下端面集中而高于中部；在關位時下側氣隙小于上側，導致磁感應強度在小氣隙側更大；此外在導磁環(huán)與隔磁環(huán)交界處，磁感應強度由于散磁通的影響而有所增加。開位時的磁感應強度與關位時的正好相反，這是由于上側工作氣隙小于下側氣隙。

圖4 閥芯完全對中時的表面磁感應強度云圖Fig.4 Magnetic induction intensity on the surface of armature

圖5為通過磁場有限元法得到的4種工況的磁力線分布與磁感應強度分布。磁力線分布明確反映了磁路結構，圖5(a)、圖5(b)中，永磁場通過殼體與導磁環(huán)形成上下兩個包圍隔磁環(huán)與線圈的環(huán)形閉合磁路，且更多地穿過氣隙較小的一側。永磁體位置布置合理，磁路內沒有明顯磁飽和的情況，磁力線較好地被約束在磁路內。圖5(c)、圖5(d)中磁力線包圍激勵線圈分別形成對應的關閉磁回路和開啟磁回路，磁路內磁力線數量明顯增加，由于控制磁場與極化磁場相互疊加，磁路并不穩(wěn)定，而有部分磁力線逸出磁路，產生一定漏磁。磁感應強度主要集中在磁通面積較小的軟磁合金殼體外部和最小工作氣隙處。在斷電狀態(tài)下，永磁體作為唯一的勵磁源，磁感應強度在小工作氣隙處大于大工作氣隙處，由此形成自鎖力。同時，主磁路中磁感應強度基本處于0.6～1 T，在此范圍內軟磁合金B(yǎng)YR1具有較大磁導率，從而可獲得較大的自鎖力。在通電狀態(tài)下，磁路中的工作氣隙和殼體外部出現明顯磁飽和，在磁路轉角過渡處亦存在局部磁飽和，隔磁角度對吸力存在重要影響。磁場有限元法的仿真結果中，由磁力線分布驗證了磁路分割法中對磁路結構的準確建模；由磁感應強度的分布情況驗證了計算鐵磁導時按線性處理的合理性。

圖5 有限元法計算的磁力線分布及磁感應強度分布Fig.5 Simulation results of static electromagnetic field simulation

3 閥芯偏心狀態(tài)下的靜態(tài)電磁吸力

閥芯的偏心狀態(tài)如圖6所示，閥芯與導向面間的裝配關系為間隙配合，單邊間隙大小在0.03～0.035 mm之間。閥芯在裝配入閥體內便會整體偏移至一側，與導向面相互接觸，導致偏心側的氣隙減小，背離偏心側氣隙增大。

圖6 閥芯偏心示意圖Fig.6 The schematic diagram of eccentric armature

定義偏心距為閥芯橫截面圓心至導向面圓心的距離。根據上文中的仿真結果，磁自鎖閥在關位和開位的磁場基本一致，僅方向相反，因此下面以關位為研究狀態(tài)。

3.1 閥芯偏心狀態(tài)下的永磁吸力

閥芯在偏心狀態(tài)下會與導向面直接接觸，但是在MagNet軟件中，所有導體不得接觸且必須完全包圍在空氣域內，因此模型中閥芯與導向面的接觸位置留有0.001 mm的間隙，并在導向面內建立包圍閥芯的圓柱體InnerAir區(qū)域，同時賦予該空氣域表面向內生成的2層總厚度為0.001 mm的邊界層網格以保證閥芯完全包圍于空氣域內。材料參數設置與表 1相同，建立閥芯在偏心狀態(tài)下的三維仿真模型。

研究配合間隙的影響時，分別調整單邊間隙為0.03、0.04、0.05、0.06、0.07、0.08 mm，偏心距等于單邊間隙寬度，采用磁場有限元法對不同偏心距下閥芯所受永磁吸力進行仿真計算。永磁吸力計算如圖7所示，閥芯表面磁感應強度如圖8所示。

圖7 不同偏心距下的永磁吸力變化Fig.7 Electromagnetic force with different eccentricity

圖8 關閉狀態(tài)時不同偏心距下的閥芯表面磁感應強度云圖Fig.8 Magnetic induction intensity on the surface of armature with different eccentricity in the closed state

由圖7可知，磁自鎖閥閥芯處于偏心狀態(tài)且僅有永磁鐵作用時，閥芯所受永磁吸力為沿軸向的自鎖力和沿閥芯徑向的側向永磁力，側向永磁力是由于閥芯偏心后，兩側氣隙寬度不同而形成的。其中自鎖力受偏心量的影響較小，隨偏心量的增加有小幅降低，其原因為配合間隙增大，磁阻增大。側向永磁力受偏心量影響較大，在單邊配合間隙僅為0.03 mm時，側向永磁力便有24.5 N，與自鎖力相當，且在所選研究的配合間隙范圍內基本按對數規(guī)律增大，在配合間隙小于0.06 mm時，側向永磁力隨偏心量增加快速增大；大于0.06 mm后，增加幅度減小，并逐漸趨于平緩。根據許闖等研究，閥芯上下受力不均還將產生扭轉力矩使閥芯傾斜。

從圖8中分析磁感應強度得出：閥芯偏心后，由于導磁環(huán)與隔磁環(huán)交接處的散磁通，將閥芯表面磁感應強度分為上中下3個部分。被導磁環(huán)包圍的閥芯中部，磁感應強度在偏心側的比例增加，在背離偏心側的比例減小，兩側磁感應強度分布不均，產生側向電磁力。此外，閥芯在工作氣隙處的端面上，磁感應強度也顯現出偏心側高、背離側低的分布，使閥芯受力更加復雜。隨著閥芯偏心量的增加，磁感應強度在偏心側逐漸增加，背離偏心側逐漸減少，隨著磁感應強度差的增加，閥芯側向電磁力逐漸增加，使閥芯趨向偏心側運動，并與導向面緊密貼合，增大偏心接觸位置壓強是導致閥芯卡滯的重要原因。

3.2 閥芯偏心狀態(tài)下的電磁吸力

閥芯磨損過程發(fā)生在控制線圈通電，閥芯在電磁合力作用下運動的過程中。仿真模型為關閉狀態(tài)，因此給開線圈設置激勵電流分別為0、70、140、210、280 A，模擬電流不斷增加的準靜態(tài)開啟過程中，閥芯所受線圈電磁力始終小于自鎖力，閥芯始終保持在關閉位置上。針對上文中不同配合間隙的情況，仿真得到側向電磁力隨電流的變化如圖9所示。

圖9 側向電磁力隨電流的變化曲線Fig.9 Lateral electromagnetic force with different current

圖9中側向電磁力曲線表明：配合間隙在0.03～0.08 mm 之間變化時，側向電磁力變化趨勢基本相同。在任意配合間隙內，側向電磁力隨安匝數的增加而增加。在安匝數為280 A時，線圈電磁吸力與自鎖力基本相同，磁自鎖閥響應時間很短，閥芯在一瞬間完成位置轉變，閥芯在運動過程中始終受到側向電磁力作用。

3.3 側向電磁力控制與偏心距控制方法

偏心狀態(tài)的閥芯會受到側向電磁力作用，使閥芯擠壓導向面，加劇表面的磨損，是降低閥門壽命的重要原因。為提高磁自鎖閥的動作壽命，必須減小側向電磁力，減小摩擦。從前面的仿真中可以知道，側向電磁力受偏心量的影響較大，減小偏心程度從而減小側向電磁力是最直接有效的方法。如圖10所示，在閥芯表面沉積非金屬膜層后，偏心距有所減小；同時，鍍膜填補了一定的氣隙空間，使偏心兩側的氣隙差減小。非金屬鍍膜的磁導率很小，可將其視作空氣域。

圖10 非金屬鍍膜示意圖Fig.10 Schematic diagram of non-metallic coating

本文仿真了閥芯與導向面單邊配合間隙為0.05 mm的狀態(tài)情況，設置偏心距分別為0.01、0.02、0.03、0.04 mm，通過仿真得到側向永磁力和自鎖力如表 3所示，閥芯表面磁感應強度分布如圖11所示。

表3 不同偏心距下電磁吸力計算結果

圖11 關閉狀態(tài)時閥芯表面磁感應強度云圖Fig.11 Magnetic induction intensity on the surface of armature in the closed state

從表 3中可以看出，通過減小閥芯的偏心距可以顯著減小側向電磁力，從最大偏心度0.05 mm開始，每減小0.01 mm的偏心量，約減小50%側向電磁力。從磁感應強度分布看出閥芯在偏心側和背離側的磁感應強度逐漸趨于均勻，呈現閥芯完全對中狀態(tài)時的層狀分布結構，因此側向電磁力減小。

控制閥芯偏心量的幾種方法如下。

1)通過提高加工精度，減小裝配間隙，可直接控制偏心量，但受加工經驗限制，無法完全保證效果。此外，根據仿真結果，配合間隙較小的情況下，依舊有較大的側向電磁力。

2)調整電磁閥磁路，減小隔磁環(huán)尺寸，增加殼體導磁部分的尺寸，可使磁通更為均勻，減小銜鐵扭轉力矩。

3)使用撓性支撐片定位閥芯位置，實現閥芯無摩擦運動，此類閥門稱為銜鐵懸空式電磁閥，具有動作壽命長的特點，但銜鐵懸空式磁自鎖閥的結構更加復雜。

4)通過在閥芯表面沉積非金屬膜層，可利用膜層補償一部分配合間隙和隔離閥芯與導向面，使導向面金屬表面—閥芯金屬表面摩擦副轉變?yōu)閷蛎娼饘俦砻妗臃墙饘倌Σ粮保魅跄Σ磷饔脦淼臋C械損傷，可有效提高閥門動作壽命。

本文中所研究的磁自鎖閥已實現此工藝的成功應用，并通過1萬次壽命試驗考核，壽命試驗后產品各項性能指標滿足技術指標要求。

4 結論

本文利用電磁場有限元軟件，分別對閥芯處于完全對中和偏心兩種情況下的磁自鎖閥進行了靜態(tài)吸力仿真，研究了偏心距以及激勵電流對側向磁力的影響，得到了以下結論。

1)自鎖力幾乎不受閥芯的偏心而變化，因此采用軸對稱模型完全滿足仿真設計要求。閥芯處于偏心狀態(tài)時，永磁體和通電激勵線圈均會對閥芯產生沿徑向的側向磁力，其方向指向偏心側，會增加接觸壓強，加劇閥芯和導向面的磨損。

2)側向磁力受配合間隙的影響較大，隨著磁自鎖閥閥芯偏心量的增加，磁通向偏心側集中，閥芯兩側的磁通差逐漸變大，側向磁力逐漸增大。

3)閥芯摩擦表面沉積非金屬鍍膜工藝可減小摩擦，并補償配合間隙，減小偏心量。該工藝已成功應用于多種磁自鎖閥并有效增加閥門動作壽命。