高速燃油電磁閥電磁特性

高天雄,杜鑫明,楊 柳,2

(1.燕山大學 機械工程學院,河北 秦皇島 066004; 2.燕山大學 起重機械關鍵技術全國重點實驗室,河北 秦皇島 066004)

引言

高速燃油電磁閥是航空航天領域的控制元件,主要應用在航空發動機用葉片調節系統,通過定時、定量控制閥流道內燃油的流量,實現對葉片調節器中角度的調節,進而提高壓氣機的喘振裕度,擴大發動機穩定工作范圍,使發動機有良好的啟動、加速性能,保障航空發動機安全可靠運行[1-2]。隨著航天飛機穩定性和可靠性要求提高,對高速燃油閥的電磁力和高頻響特性要求也不斷提高。因此,研究高速燃油電磁閥材料、結構參數對其電磁力影響規律,對有限空間下提升電磁特性具有重要意義。

關于電磁閥電磁力的研究,李范波等[3]給出了某高速開關電磁閥銜鐵直徑、線圈內徑、工作氣隙等因素對電磁力的影響規律,并根據分析結果提出了優化方案。劉鵬等[4]為揭示新型高速電磁閥串并聯永磁與電磁混合勵磁的作用機理,采用數值模擬方法分析了串、并聯永磁體對系統電磁力的影響。為了優化電磁閥結構,趙建輝等[5-7]分析了彈簧預緊力、閥桿直徑、套筒長度、錐閥半錐角、電壓電流等重要因素對電磁閥電磁力的影響。方繼根等[8]分析了氣隙、電流、溫度等因素對電磁力的影響,并通過試驗驗證了理論模型的正確性。結果表明:電磁力隨氣隙和溫度分別呈非線性變化,一定范圍內,隨電流呈線性關系;當氣隙超過0.8 mm時,電磁力幾乎不隨氣隙變化。劉釗等[9]分析了線圈外殼厚度、斷磁厚度、銜鐵吸合錐角和隔磁環對電磁鐵吸力特性的影響。李京駿等[10]分析了彈簧剛度和預緊力對電磁閥瞬態特性的影響。柴瑋鋒等[11]研究了電磁鐵極靴凸起高度和不同磁極形狀對電磁鐵電磁力和快速響應特性的影響,得出了最優極靴凸起蓋度和磁極形狀。周偉等[12]針對一種新型永磁高速電磁鐵結構,研究了其驅動電流、主副磁極對電磁鐵電磁力及響應特性的影響。劉鵬等[13]為提高高速電磁閥的動態響應速度,采用近似模型方法,以建立電磁閥多物理場零維近似耦合模型,實現其性能高效預測及優化?；诖?研究了高速電磁閥工作氣隙、驅動電流、線圈匝數、副磁極半徑、銜鐵厚度、銜鐵半徑等關鍵參數的電磁力近似模型最佳方案,為高速電磁閥多物理場零維近似耦合模型的建立及其優化提供了參考。

國內外對電磁閥電磁力特性的研究大多從驅動電流、線圈匝數、工作氣隙、結構參數等因素出發,研究單個因素對于電磁力的影響規律。缺乏系統層面的理論分析,且對銜鐵外參數影響關注不足。

本研究針對高速燃油電磁閥電磁特性進行了分析,首先介紹電磁閥的工作原理,推導電磁閥電磁力數值模型,定性分析電磁力的影響因素。在此基礎上,利用Maxwell軟件定量分析影響規律,并進行試驗驗證,旨在提高高速燃油電磁閥的電磁特性。

1 高速燃油電磁閥數值模型

1.1 高速燃油電磁閥組成及工作原理分析

本研究的高速燃油電磁閥結構如圖1所示,主要由定鐵芯、堵架、外殼、線圈、限位芯、銜鐵、彈簧和封鐵零部件組成。銜鐵和封鐵組件之間采用軸向滑動配合進行導向,并形成磁路通道,在銜鐵氣隙處產生電磁吸力。銜鐵開啟過程中,彈簧力是銜鐵負載力之一;銜鐵關閉過程中,彈簧作為驅動力為銜鐵提供關閉力。

圖1 電磁鐵結構示意圖

高速燃油電磁閥的工作方式為通電打開,斷電關閉。工作時,由專用驅動器供給驅動電壓,線圈在通電狀態下,主磁路的主磁通經過定鐵芯、限位芯、工作氣隙、銜鐵、封鐵、外殼和螺堵形成閉合回路,產生電磁力。銜鐵在電磁力的作用下克服彈簧力、摩擦力以及阻尼力進行吸合動作,銜鐵開啟。在斷電狀態下,閥芯在復位彈簧的作用下開始復位,銜鐵關閉。

1.2 高速燃油電磁閥數學建模

磁場是將電能轉化為機械能的耦合媒介。處于磁場中的磁性材料發生磁化,彼此之間產生作用力。磁路和電路概念存在共性,采用磁路分割法對高速電磁閥磁路進行分析,并劃分磁阻,如圖2和圖3所示。高速電磁閥磁路磁阻主要有兩個工作氣隙,分別是主氣隙(工作氣隙)和次級氣隙(非工作氣隙)?？紤]了主間隙的邊緣效應,忽略了其他間隙的邊緣效應,因為其磁阻遠小于主間隙的磁阻。磁路磁阻劃分包括外殼磁阻Rm1、靜鐵芯磁阻Rm2、限位芯磁阻Rm3、銜鐵磁阻Rm4、堵架磁阻Rb1、封鐵磁阻Rb2以及氣隙磁阻(非工作氣隙磁阻Rf1工作氣隙磁阻Rδ1),通電線圈NI為磁動勢。

圖2 高速電磁閥磁路示意圖

圖3 高速電磁閥等效磁路圖

1) 磁通量計算

電磁閥中各元件磁阻的基本計算公式為:

(1)

式中,μ——導磁介質的磁導率,Wb/(A·m)

Lm——磁介質的長度,m

Sm——磁介質的軸向截面積,m2

銜鐵和封鐵之間徑向同心環形平面形成的側向非工作氣隙磁阻Rf1為:

(2)

式中,μ0——真空磁導率,其值為4π×10-7H/m

r2,r1——徑向環形面的外徑和內徑,mm

Lf——氣隙軸向厚度,mm

螺堵和封鐵徑向磁阻Rb為:

(3)

銜鐵與限位芯Rδ1之間的軸向錐形面工作氣隙的磁阻Rδ1:

(4)

式中,dc——錐形圓柱直徑,mm

α——錐形面的角度,(°)

h——錐面軸向間距,mm

在磁阻的計算中,求得各部分磁阻,根據磁路中各磁阻串并聯關系得到總的磁阻:

∑R=∑Rm+Rδ+∑Rf+∑Rb

(5)

其中,各磁阻為∑Rm=Rm1+Rm2+Rm3+Rm4,Rm1為外殼磁阻,Rm1為靜鐵芯磁阻,Rm3為限位芯磁阻,Rm4為銜鐵磁阻;∑Rf=Rf1,Rf1為非工作氣隙磁阻;∑Rb=Rb1+Rb2,Rb1為封鐵磁阻,Rb2為堵架磁阻。

磁路中磁通量為:

(6)

式中,N——激勵安匝數

Ф——磁路磁通量,Wb

2) 電磁力和彈簧彈力計算

假設磁通量銜鐵上錐面是均勻分布的,則銜鐵受到的電磁力為:

(7)

式中,Fm——銜鐵所受電磁力,N

S——銜鐵徑向截面積,mm2

彈簧力作為負載力之一,彈簧的工作載荷為:

Fk=F0+kx

(8)

式中,Fk——彈簧力,N

F0——彈簧預緊力,N

k——彈簧剛度,N/mm

x——銜鐵動作位移,mm

銜鐵負載包括彈簧力Fk、摩擦力Ff、阻尼力Fv和銜鐵及其他可動部分的重量∑mg等,負載力Fh為:

Fh=Fk+Ff+Fv+∑mg

(9)

從電磁閥各零件的磁阻推導計算和電磁力、磁通量的基本計算式(1)～式(7)可以看出,在相同激勵條件下,電磁力主要受電磁閥各部件磁阻Rm和工作氣隙磁通面積S的影響,而各部件磁阻Rm與其長度和軸向截面積密切相關。由于實際磁路結構復雜,漏磁系數難以確定,軟磁材料的磁導率隨外加磁場的變化而變化,難以從理論上推導結構參數對電磁力的影響規律。因此,本研究通過有限元仿真的方法進行求解,探究磁路材料、外殼壁厚、大工作氣隙下極面形狀、工作氣隙相對位置對電磁力的影響規律。

2 電磁閥靜態電磁力分析

在飛行過程中,航空發動機導流葉片角度隨發動機轉速及進氣溫度實時調節。為保障航空飛行安全和發動機穩定工作,要求高速電磁閥動作實時可靠,這需要高速電磁閥具有強電磁力。因此,本節建立高速電磁閥靜態電磁場有限元模型,在此基礎上,分析磁路材料、結構參數對銜鐵靜態電磁力的影響規律,為高速電磁閥優化設計提供數據支撐。

利用有限元軟件,采用軸對稱方式,建立仿真模型,激勵條件為線圈匝數710匝、線圈電流為950 mA,得到圖4所示的電磁閥磁力線路徑和磁感應強度云圖。

圖4 電磁閥磁力線路徑和磁感應強度云圖

為便于分析,圖5中標注了本研究涉及的結構參數,分別為外壁厚度th、極面形狀(變化角度為α)、工作氣隙相對底端距離d。

圖5 電磁閥結構參數示意圖

2.1 磁路材料

電磁閥磁路材料均采用非線性軟磁材料,不同軟磁材料的磁化性能會影響銜鐵靜態電磁力。本研究涉及的磁路中,除螺堵材料為1J50外,其他如銜鐵、外殼、封鐵等磁路元件的材料為DT4,1J22,1J50,FeCr13,DT4和10#鋼5種軟磁材料的B-H磁化曲線,如圖6所示,可以看出,上述5種軟磁材料在磁場強度H為5 kA/m時,磁化程度接近飽和狀態,按飽和磁感應強度B由大到小排序,對應的各元件材料依次為:1J22、10#鋼、DT4、1J50、FeCr13。原閥中除螺堵材料為1J50外,其余材料相同,故將磁路元件材料變化分為兩組:一組為磁路元件材料皆為DT4或其他材料時,在簡寫為DT4或其他材料;另一組為磁路除螺堵材料為1J50外,其余元件材料均為DT4,簡寫為DT4(1J50)。

圖6 5種材料的磁化曲線

圖7為通過有限元模擬仿真得到不同材料下靜態電磁力隨工作氣隙變化曲線,分析可得,相同激勵條件下的,銜鐵所受靜態電磁力Fm隨工作氣隙h的增大而減小,減小幅度如表1所示。從表中可以看出,在磁路材料改變時,電磁力隨工作氣隙的增大而減小,各工作氣隙之間電磁力的減小幅度變化較大,其中磁路材料為FeCr13(1J50)時減小幅度最小,為30.29%。

表1 不同磁路材料下電磁力降低幅度

圖7 不同材料下電磁力隨工作氣隙變化曲線

其中磁路元件材料均為1J22時,銜鐵在各工作氣隙位置下所受靜態電磁力最大。電磁鐵磁路所用軟磁性材料應該具有高的飽和磁感應強度,保證可以輸出最大電磁力。

2.2 外殼壁厚

外殼是磁路的重要組成部分,不僅和骨架配合為線圈提供安裝空間,而且作為電磁鐵非工作磁路導向作用,外殼壁厚th取0.5～1.5 mm,步長設置為0.125 mm,得到外殼壁厚變化下靜態電磁力,如圖8所示。

圖8 不同外殼壁厚下的電磁力隨工作氣隙變化曲線

可以看出,電磁力隨工作氣隙增大而降低的幅度在不同外殼壁厚下變化不大,均在38.5%左右。外殼壁厚在0.75 mm以上時,隨著外殼厚度的增加,銜鐵在各工作氣隙的電磁力幾乎不變。外殼厚度小于0.75 mm時,銜鐵在各工作氣隙下所受靜態電磁力隨外殼厚度的減小電磁力下降,具體數據如表2所示,下降幅度約為4.9%。

表2 零工作氣隙下不同外殼壁厚的電磁力

2.3 大工作氣隙下極面形狀

基于本研究電磁閥結構尺寸的限制,研究工作氣隙為0～6 mm下不同極面形狀的電磁力變化規律。如圖9所示,當工作氣隙變為0～6 mm后,以極面為平面(角度α為90°)為基準進行銜鐵電磁力的對比,在小工作氣隙處,隨極面變化角度增大,銜鐵電磁力逐漸增大,平面時,電磁力最大,在工作氣隙為0 mm時,90°相較于30°,電磁力增加了約51.39%。

圖9 不同極面形狀下銜鐵電磁力隨工作氣隙變化

2.4 工作氣隙不同位置

圖10為工作氣隙相對線圈底端距離d不同時,銜鐵所受電磁力隨工作氣隙變化規律。

圖10 不同相對位置下的電磁力隨工作氣隙變化曲線

分析可得,隨著工作氣隙相對線圈底端距離的降低,各氣隙下的銜鐵電磁力整體減小,但在同一位置下各工作氣隙電磁力降低幅度較小。隨著距離d的變化,銜鐵所受靜態電磁力變化不大,在相同條件下,相同工作氣隙下最大的偏差達到5.31%。可以得出工作氣隙在不同位置對電磁鐵電磁力影響較小。

3 實驗測試研究

實驗通過測定電磁力與工作氣隙的關系,驗證模型的準確性以及所采用方法的可行性。如圖11所示為電磁力實驗測試平臺,由被測電磁閥、拉壓力傳感器、位移傳感器、步進電機、滑軌、主機、支架、直流穩壓電源、驅動器和控制器組成。滾珠絲杠、雙桿滑軌和被測電磁閥保證一定的同軸度安裝。電磁閥與拉壓力傳感器右端通過螺紋短桿固連,最左端的步進電機通過滾珠絲杠控制拉壓力傳感器支架位置,位移傳感器直接測量傳感器支架的軸向位移,從而間接反應出銜鐵位移量。

圖11 高速燃油電磁閥實驗裝置

測量時將待測電磁閥固定于支架上,電機驅動器通過控制器發出的脈沖指令控制步進電機滾珠絲杠轉動,調整傳感器支架和待測電磁閥相對位移量。通過拉壓力傳感器采集待測電磁閥在不同工作氣隙(即相對位移量)下的電壓信號,經換算得出銜鐵所受電磁力隨工作氣隙的變化規律。

測量結果如圖12和表3所示,在零工作氣隙時,實驗結果與仿真結果誤差為6.7%,在其他工作氣隙下,誤差幾乎為0,實驗結果與仿真計算結果吻合度較好。由此可以看出,本研究的模型具有較高精度,仿真結果準確。

表3 實驗數據與仿真數據對比表

圖12 不同工作氣隙下靜態電磁力實驗值和計算值對比

4 結論

本研究針對高速燃油電磁閥的電磁特性展開研究,基于Maxwell建立了電磁模型,研究了材料、外殼壁厚、大工作氣隙下極面形狀、工作氣隙相對位置對高速燃油電磁閥電磁力影響規律,結果表明:

(1) 銜鐵所受靜態電磁力Fm隨工作氣隙h的增大而減小,其中磁路元件材料均為1J22時,銜鐵在各工作氣隙位置下所受靜態電磁力最大;

(2) 外殼壁厚th在0.75～1.5 mm,隨著外殼厚度的增加,銜鐵在各工作氣隙的電磁力幾乎不變;外殼厚度小于0.75 mm時,銜鐵在各工作氣隙下所受靜態電磁力隨外殼厚度的減小電磁力下降。因此,應在滿足外殼結構強度且不影響電磁閥性能的同時,合理減小外殼的厚度,有益于電磁閥輕量化和高功率密度的實現;

(3) 在小工作氣隙處,隨極面變化角度α增大,銜鐵電磁力Fm逐漸增大,平面(角度為90°)時,電磁力最大。隨工作氣隙增加,各極面角度的銜鐵電磁力與平極面的銜鐵電磁力出現交匯,且極面變化角度越小,交匯點位置的工作氣隙越大。交匯點之后,極面角度越大,電磁力隨工作氣隙趨勢越平坦。為大工作氣隙的銜鐵極面設計提供參考依據;

(4) 隨著距離d的減小,不同氣隙下的銜鐵電磁力整體降低且降幅較低,工作氣隙在不同位置時對電磁鐵電磁力影響較小。