基于正交設(shè)計(jì)的燃油蒸發(fā)系統(tǒng)電磁閥綜合性能優(yōu)化

王兆文 白國(guó)軍 黃 勝 遲 浩 張新華 張 鵬

(1.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 武漢 430074； 2.重慶紅江機(jī)械有限責(zé)任公司技術(shù)中心， 重慶 402162)

基于正交設(shè)計(jì)的燃油蒸發(fā)系統(tǒng)電磁閥綜合性能優(yōu)化

王兆文1白國(guó)軍1黃 勝1遲 浩1張新華1張 鵬2

(1.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 武漢 430074； 2.重慶紅江機(jī)械有限責(zé)任公司技術(shù)中心， 重慶 402162)

脫附電磁閥是汽油轎車燃油蒸發(fā)控制系統(tǒng)中關(guān)鍵零部件之一，電磁閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性對(duì)燃油蒸汽的脫附速率有著重要的影響，同時(shí)，電磁閥銜鐵的撞擊噪聲和電磁閥的通電可靠性與電磁閥產(chǎn)品的性能也有重要關(guān)系。為此，首先針對(duì)脫附電磁閥進(jìn)行適當(dāng)?shù)哪Ｐ秃?jiǎn)化，采用電磁場(chǎng)模擬軟件Maxwell建立數(shù)學(xué)模型，通過(guò)仿真手段與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行響應(yīng)特性標(biāo)定對(duì)比，從而驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性。而后基于正交設(shè)計(jì)方法，研究了不同鐵芯材料、線圈匝數(shù)、線圈直徑、工作間隙以及銜鐵質(zhì)量等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)電磁閥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性、撞擊噪聲以及能耗量的影響，并進(jìn)行電磁閥綜合性能的最優(yōu)化設(shè)計(jì)，獲得了最佳的綜合性能。最后通過(guò)試驗(yàn)手段對(duì)最優(yōu)化方案進(jìn)行驗(yàn)證，并對(duì)其撞擊噪聲、響應(yīng)特性進(jìn)行了分析，結(jié)果表明通過(guò)正交設(shè)計(jì)方法的模擬預(yù)測(cè)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)有較高的一致性，從而為電磁閥的綜合優(yōu)化提供了可靠的方法。

燃油蒸發(fā)系統(tǒng)； 電磁閥； 響應(yīng)特性； 綜合優(yōu)化； 正交設(shè)計(jì)

引言

汽油轎車的排放物除了汽油機(jī)的尾氣排放外，曲軸箱通風(fēng)換氣以及燃油蒸發(fā)導(dǎo)致的排放也占據(jù)了較大比重[1]。隨著汽油轎車的推廣以及燃油蒸發(fā)排放法規(guī)的推進(jìn)，燃油蒸發(fā)控制技術(shù)已成為研究熱點(diǎn)之一。

汽油轎車油箱中安裝有油氣吸附碳罐，以吸附揮發(fā)出的汽油蒸汽。汽油箱揮發(fā)出的汽油蒸汽量目前主要是通過(guò)燃油蒸發(fā)系統(tǒng)中的油氣脫附功能來(lái)回收揮發(fā)到碳罐的汽油蒸汽。碳罐中汽油蒸汽的脫附主要通過(guò)電控單元控制脫附電磁閥[2]的開(kāi)啟來(lái)實(shí)現(xiàn)。該脫附電磁閥是汽油蒸發(fā)系統(tǒng)中控制汽油蒸汽脫附過(guò)程的執(zhí)行部件，其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性和流通性能直接影響碳罐中燃油蒸汽的脫附速率，進(jìn)而影響控制燃油蒸發(fā)排放量的能力和發(fā)動(dòng)機(jī)的工作穩(wěn)定性。

目前已有大量國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)電磁閥進(jìn)行了多方面的研究，劉鵬等[3]基于有限元法構(gòu)建了電磁閥多物理零維近似耦合模型并對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化；董岱等[4]運(yùn)用多種群遺傳算法對(duì)并聯(lián)閥芯式電磁閥開(kāi)啟響應(yīng)時(shí)間進(jìn)行了預(yù)測(cè)，為驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的性能提高奠定了基礎(chǔ)；MELGOZA等[5]基于電磁閥靜態(tài)氣隙、電流分別與磁鏈和電磁力的關(guān)系構(gòu)建了動(dòng)態(tài)仿真模型；LU等[6]對(duì)不同的驅(qū)動(dòng)電路進(jìn)行了分析，運(yùn)用預(yù)激勵(lì)與反向激勵(lì)的形式加快電磁閥響應(yīng)時(shí)間；TOPCU等[7]通過(guò)改變驅(qū)動(dòng)電壓、保持電流、PMW頻率等參數(shù)優(yōu)化電磁閥的開(kāi)關(guān)特性；KITAGAWA等[8]運(yùn)用人工蜂群算法對(duì)電磁鐵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；ERTL等[9]基于有限元方法構(gòu)建了機(jī)械電磁耦合的電磁閥瞬態(tài)模型。上述研究大多集中在優(yōu)化電磁閥的響應(yīng)特性，對(duì)噪聲和可靠性很少做進(jìn)一步的分析。

本文基于正交設(shè)計(jì)方法，采用電磁場(chǎng)仿真軟件Ansoft Maxwell[10]研究脫附電磁閥中各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)[11-12]特性、撞擊噪聲和可靠性的影響，主要研究參數(shù)包括靜鐵芯材料、線圈匝數(shù)、繞線直徑、銜鐵質(zhì)量以及運(yùn)動(dòng)氣隙等。通過(guò)正交分析，首先分析在選定的水平范圍內(nèi)，各個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)脫附電磁閥響應(yīng)特性、撞擊噪聲和可靠性的影響程度，指出優(yōu)化的方向。隨后，在選定水平范圍內(nèi)，進(jìn)行電磁閥響應(yīng)特性、撞擊噪聲，以及能耗量的最優(yōu)化設(shè)計(jì)，以期得到綜合性能較好的電磁閥方案，最后通過(guò)試驗(yàn)對(duì)其最優(yōu)方案進(jìn)行驗(yàn)證，從而獲得較好實(shí)際應(yīng)用方案。

1 電磁閥工作原理

燃油蒸發(fā)控制系統(tǒng)具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。汽油箱中安裝有油氣吸附碳罐，以吸附揮發(fā)出的汽油蒸汽。發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)后，則可以利用節(jié)氣門后的進(jìn)氣負(fù)壓從碳罐中實(shí)現(xiàn)汽油蒸汽的脫附和回收利用。其中，脫附電磁閥結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖1 燃油蒸發(fā)控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of fuel evaporation system

圖2 電磁閥剖面圖Fig.2 Profile sketch of solenoid valve1.上殼體 2.下殼體 3.線圈 4.靜鐵芯 5.回位彈簧 6.銜鐵 7.密封圈 8.電源插頭

上端殼體處為出氣口，聯(lián)接在節(jié)氣門后端的負(fù)壓區(qū)域，下端殼體處為進(jìn)氣口，聯(lián)接碳罐。通過(guò)負(fù)壓區(qū)的負(fù)壓引導(dǎo)，可以將脫附后的油氣吸進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行燃燒。汽油機(jī)啟動(dòng)后，通過(guò)對(duì)該電磁閥開(kāi)閉的精確控制，實(shí)現(xiàn)在減少油氣蒸發(fā)排放的同時(shí)，確保發(fā)動(dòng)機(jī)的工作平穩(wěn)性。本文采用PWM脈寬調(diào)制信號(hào)電路進(jìn)行脫附電磁閥的控制，控制信號(hào)電壓為13.5 V的矩形波，電磁閥與一個(gè)270 Ω的定值電阻并聯(lián)。電磁閥通電前，銜鐵在彈簧的作用下封閉了與發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣管相連接的出氣通道；電磁閥通電后，在產(chǎn)生的電磁力吸引下，銜鐵開(kāi)始向下運(yùn)動(dòng)，閥門打開(kāi)，燃油蒸汽在節(jié)氣門后的進(jìn)氣負(fù)壓吸引下進(jìn)入進(jìn)氣管。

2 電磁場(chǎng)理論及電磁閥數(shù)學(xué)模型的建立

2.1 電磁引力基本理論

電磁場(chǎng)理論的基礎(chǔ)是麥克斯韋方程組,該方程組是解決電磁問(wèn)題的理論基石。根據(jù)方程組計(jì)算可得穩(wěn)態(tài)工作時(shí)電磁鐵吸力的公式[13]為

(1)

其中

(2)

將式(2)代入式(1)，可得

(3)

式中N——線圈匝數(shù)I——電流強(qiáng)度，AU——電源電壓，VR——線圈電阻，Ωδ——運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度，mS——磁路截面積μ0——真空磁導(dǎo)率，取4π×10-7Wb/(A·m)

由式(3)可知，通電過(guò)程中銜鐵所受電磁力主要受線圈匝數(shù)N、電流I、磁路截面積S及氣隙長(zhǎng)度δ的影響。電磁力隨著安匝數(shù)的增加而增加，隨著氣隙長(zhǎng)度的增大而減小。

2.2 電磁閥數(shù)學(xué)模型的建立

本文的電磁閥特性分析為三維瞬態(tài)模擬，其數(shù)學(xué)模型的建立主要包括求解域的設(shè)定、材料屬性的定義和網(wǎng)格劃分。

計(jì)算三維瞬態(tài)磁場(chǎng)，需設(shè)置運(yùn)動(dòng)區(qū)域。本文將運(yùn)動(dòng)銜鐵簡(jiǎn)化為圓柱體，并離散成運(yùn)動(dòng)方向上的正多邊柱體，這樣有助于減少計(jì)算量。在Maxwell軟件中需要對(duì)運(yùn)動(dòng)的銜鐵設(shè)置運(yùn)動(dòng)包(即Band包)，用Band包來(lái)包圍所有運(yùn)動(dòng)體和運(yùn)動(dòng)區(qū)域，同時(shí)要求運(yùn)動(dòng)物體與靜止物體不能相交。簡(jiǎn)化模型如圖3所示。

圖3 電磁閥簡(jiǎn)化模型Fig.3 Simplified model of solenoid valve1.求解域 2.運(yùn)動(dòng)包 3.線圈 4.鐵芯 5.氣隙 6.銜鐵

在求解域的設(shè)定過(guò)程中，將銜鐵、定鐵芯、線圈、導(dǎo)磁殼等定義為軟磁材料[14-15]。將線圈設(shè)置為圓柱形的絞形線圈，同時(shí)在環(huán)形截面上施加載荷激勵(lì)源。將電磁閥內(nèi)接線柱、塑料支撐架、上端蓋、下端蓋等非軟磁材料當(dāng)作空氣處理，因?yàn)檫@些塑性材料的導(dǎo)磁性與空氣接近。

主要零件的材料為：運(yùn)動(dòng)銜鐵和定鐵芯材料為Steel-1010、導(dǎo)磁殼為Steel-1008、線圈為copper。各種材料的具體屬性均包含在軟件的材料庫(kù)中，其它零件設(shè)定為空氣。

定義完材料屬性后，將進(jìn)行各零部件的網(wǎng)格劃分。將銜鐵網(wǎng)格設(shè)置為動(dòng)網(wǎng)格并進(jìn)行網(wǎng)格加密。

2.3 邊界條件的設(shè)置

電磁閥的邊界條件主要包括激勵(lì)載荷源的設(shè)置和銜鐵運(yùn)動(dòng)屬性的設(shè)置。其中，激勵(lì)載荷源為由Circuit Editor子模塊創(chuàng)建的產(chǎn)生PWM方波電壓的外電路[16]，該方波電壓的脈沖周期為0.1 s，占空比為30%，電磁閥線圈與一個(gè)270 Ω的定值電阻并聯(lián)后接入該激勵(lì)電路。

銜鐵為上下直線運(yùn)動(dòng)，本文將向下定為正方向。運(yùn)動(dòng)過(guò)程中銜鐵受力為

F=F1-Kx+F2-FP

式中F1——電磁力K——彈簧彈性系數(shù)x——彈簧形變量F2——彈簧預(yù)緊力FP——進(jìn)氣道負(fù)壓導(dǎo)致的壓力

設(shè)定總計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為0.1 s，計(jì)算步長(zhǎng)為0.5 ms，以得到完整的銜鐵位置變化曲線、電流變化曲線與電磁力變化曲線。

3 響應(yīng)特性模擬結(jié)果的試驗(yàn)驗(yàn)證

為提高電磁閥響應(yīng)特性模擬結(jié)果的可信性，本文進(jìn)行了對(duì)響應(yīng)特性模擬結(jié)果的試驗(yàn)驗(yàn)證。

驗(yàn)證試驗(yàn)通過(guò)多功能聲級(jí)計(jì)記錄撞擊噪聲和氣動(dòng)噪聲來(lái)分析電磁閥中銜鐵的運(yùn)動(dòng)規(guī)律以及噪聲水平。驗(yàn)證試驗(yàn)裝置如圖4所示，試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。測(cè)量響應(yīng)開(kāi)啟時(shí)間為8.0 ms，閉合時(shí)間8.0 ms，撞擊噪聲78 dBA。

圖4 試驗(yàn)測(cè)試裝置Fig.4 Test devices for noise experiment1.PWM電路 2.電磁閥 3.真空端 4.分貝儀 5.夾板

參數(shù)數(shù)值鐵芯材料Steel-1010線圈匝數(shù)/匝1440線圈電阻/Ω28運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度/mm1.0銜鐵質(zhì)量/g1.8線圈直徑/mm0.23

試驗(yàn)中，將電磁閥和噪聲分貝儀固定在同一夾板上，其上殼體端口接一試驗(yàn)負(fù)壓-0.07 MPa，電源為PWM脈沖電路，PWM脈沖的周期為0.1 s，占空比為30%。試驗(yàn)時(shí)，在PWM脈沖電壓的作用下，銜鐵相繼開(kāi)啟和閉合，銜鐵開(kāi)啟和閉合時(shí)，會(huì)分別與出氣口或靜鐵芯撞擊，其中與靜鐵芯撞擊時(shí)噪聲相對(duì)較大。試驗(yàn)測(cè)得噪聲隨時(shí)間的變化曲線如圖5所示。

圖5 噪聲波形圖Fig.5 Noise wave form

由圖5可知，T0為從開(kāi)始通電到噪聲最大時(shí)刻的時(shí)長(zhǎng)，T1為從斷電時(shí)刻到第2次較大噪聲時(shí)刻的時(shí)長(zhǎng)。根據(jù)噪聲頻率和來(lái)源分析可知，圖中8 ms時(shí)刻噪聲為低頻噪聲，并且其噪聲最大，表現(xiàn)為電磁閥完全開(kāi)啟時(shí)銜鐵與靜鐵芯的撞擊噪聲。9～42 ms時(shí)刻，銜鐵被吸合至最大位移處，電磁閥開(kāi)啟并通入氣流，此時(shí)噪聲為高頻脈動(dòng)噪聲，代表空氣的氣動(dòng)噪聲。42 ms時(shí)刻后噪聲開(kāi)始減小，由此可知銜鐵開(kāi)始恢復(fù)至初始位置，48 ms時(shí)銜鐵與上壁面撞擊，又發(fā)出較大噪聲。50～100 ms電路斷電，此時(shí)為環(huán)境噪聲。綜合可知，T0=8 ms，T1=18 ms。

在該試驗(yàn)工況下，數(shù)值模擬得出的電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性結(jié)果如圖6所示。

圖6 銜鐵運(yùn)動(dòng)位置隨時(shí)間變化曲線Fig.6 Changing curve of armature location with time

圖6顯示了銜鐵位置隨時(shí)間的變化規(guī)律，定義從電磁閥通電時(shí)刻開(kāi)始至銜鐵運(yùn)動(dòng)至極限位置的時(shí)間段為開(kāi)啟時(shí)間T0；閉合時(shí)間為T1。由圖6可知，在6 ms之前，銜鐵始終處于靜止?fàn)顟B(tài)，表明此前的電磁力小于彈簧預(yù)緊力與氣體負(fù)壓力之和。在6 ms后，電磁力開(kāi)始大于彈簧預(yù)緊力與氣體負(fù)壓力之和，銜鐵開(kāi)始運(yùn)動(dòng)。由運(yùn)動(dòng)曲線斜率可知，銜鐵運(yùn)動(dòng)速度迅速增大，在8 ms左右，被吸至極限位置，其后位置不再發(fā)生變化。在30 ms時(shí)，驅(qū)動(dòng)電壓到達(dá)矩形波下降沿，電源被斷開(kāi)，在感抗作用下，電流逐漸減小，在42 ms時(shí)，電磁力開(kāi)始小于彈簧力，銜鐵開(kāi)始逐步復(fù)位，約經(jīng)過(guò)3 ms，銜鐵重新閉合。

由模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比可知，無(wú)論是銜鐵開(kāi)啟時(shí)間，還是銜鐵回位過(guò)程，模擬結(jié)果都與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，這表明該電磁閥模型是準(zhǔn)確的，動(dòng)態(tài)響應(yīng)模擬是可信的。

4 靜鐵芯材料對(duì)響應(yīng)特性的影響

電磁閥的靜鐵芯材料需具有較高的初始磁導(dǎo)率與最大磁導(dǎo)率μ(μ=B/H，B為磁感應(yīng)強(qiáng)度，H為磁場(chǎng)強(qiáng)度)，以滿足快速響應(yīng)電流變化的要求，同時(shí)還要求飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度B較大[17]。

根據(jù)生產(chǎn)實(shí)際，研究了DT4、1Cr13、Steel-1010 3種常見(jiàn)軟磁材料條件下的銜鐵運(yùn)動(dòng)特性，3種材料的磁滯(B-H)曲線如圖7所示，其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性模擬結(jié)果如圖8所示。

圖7 DT4、1Cr13、Steel-1010的B-H曲線Fig.7 Curves of B-H values of three materials

圖8 DT4、1Cr13、Steel-1010的電流曲線Fig.8 Curves of electric current of three materials

由圖8可知，采用DT4材料時(shí)，開(kāi)啟時(shí)間最短，為7.5 ms；而采用1Cr13材料時(shí)開(kāi)啟時(shí)間為8.5 ms。同時(shí)，采用DT4材料，在44 ms閉合，時(shí)間最短；采用1Cr13材料時(shí)閉合時(shí)間相比DT4滯后3.5 ms；采用Steel-1010材料時(shí)閉合時(shí)間相比DT4滯后8 ms。因此選用DT4材料作為本電磁閥的電磁材料，以縮短銜鐵的開(kāi)啟時(shí)間與閉合時(shí)間。

5 基于正交設(shè)計(jì)的銜鐵運(yùn)動(dòng)特性優(yōu)化

5.1 脫附電磁閥分析方案

首先依據(jù)電磁閥基本型的結(jié)構(gòu)參數(shù)，根據(jù)生產(chǎn)實(shí)際，確定了電磁閥內(nèi)各參數(shù)的變化范圍。電磁閥基本型中，線圈匝數(shù)N為1 440，由電磁閥外殼容積確定線圈匝數(shù)變化范圍為900～1 800；根據(jù)空間許可和流通能力需求，選定運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度δ變化范圍為0.5～1.1 mm；根據(jù)銜鐵的加工可能性，選定銜鐵質(zhì)量m的變化范圍為1～7 g；綜合考慮線圈直徑變化導(dǎo)致的線圈體積和線圈電阻的變化情況，選定繞線線圈直徑d的變化范圍為0.21～0.36 mm。各參數(shù)的因素水平如表2所示。

表2 因素水平

注：對(duì)于因素m的更改通過(guò)改變銜鐵的厚度實(shí)現(xiàn)，這樣可以確保磁路的截面積S保持不變。

根據(jù)表2中各因素水平，采用正交設(shè)計(jì)[18]表L16(44)來(lái)完成該四因素四水平的正交設(shè)計(jì)與分析，共需要完成16組模擬方案。分析指標(biāo)包括電磁閥銜鐵完全開(kāi)啟時(shí)間T、銜鐵與靜鐵芯碰撞時(shí)加速度α、最大功耗P。正交設(shè)計(jì)與模擬結(jié)果如表3所示，表3A、B、C、D為匝數(shù)、氣隙長(zhǎng)度、質(zhì)量、線圈直徑的水平。

表3 正交設(shè)計(jì)與模擬結(jié)果

5.2 響應(yīng)特性的影響分析

電磁閥完全開(kāi)啟時(shí)間T是本文電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的主要指標(biāo)，表4為開(kāi)啟時(shí)間的極差分析。

表4 開(kāi)啟時(shí)間極差分析

通過(guò)極差分析可知，各因素對(duì)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的影響程度由大到小為：銜鐵運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度、線圈匝數(shù)、銜鐵質(zhì)量、線圈直徑。為直觀展示各因素對(duì)電磁閥動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響，以因素水平的變化為橫坐標(biāo)，開(kāi)啟時(shí)間平均值為縱坐標(biāo)，得到如圖9所示的水平指標(biāo)關(guān)系。

圖9 各水平與開(kāi)啟時(shí)間指標(biāo)的水平指標(biāo)關(guān)系Fig.9 Relationship of all levels and opening time

由圖9可知，隨著線圈匝數(shù)的增加，電磁閥的開(kāi)啟時(shí)間單調(diào)增長(zhǎng)。增加線圈匝數(shù)N會(huì)引起導(dǎo)線總長(zhǎng)度的增加，其電阻隨之增加，因?yàn)樵撾娐返碾娫措妷翰蛔儯€圈電流會(huì)相應(yīng)減小，電磁吸力減小，因此電磁閥的開(kāi)啟時(shí)間變長(zhǎng)。若要縮短電磁閥的開(kāi)啟時(shí)間可通過(guò)減少線圈匝數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)。

運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度與開(kāi)啟時(shí)間的關(guān)系也為單調(diào)增長(zhǎng)，隨著運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度的增加，銜鐵的運(yùn)動(dòng)位移加長(zhǎng)，因此完全開(kāi)啟的時(shí)間變長(zhǎng)，由此可以縮短運(yùn)動(dòng)的氣隙長(zhǎng)度來(lái)改善其響應(yīng)時(shí)間。

銜鐵質(zhì)量主要影響銜鐵的運(yùn)動(dòng)加速度。隨著質(zhì)量的增大，其加速度減小，其運(yùn)動(dòng)時(shí)間相應(yīng)變長(zhǎng)，因此可以通過(guò)減小銜鐵的質(zhì)量來(lái)縮短響應(yīng)時(shí)間。

線圈直徑主要影響線圈的阻值、體積、載流量。隨著線圈直徑的增加，線圈電阻減小，電流增大，電磁力增加，同時(shí)線圈體積增大，并影響磁路面積，進(jìn)而影響響應(yīng)時(shí)間。不同的線圈直徑對(duì)應(yīng)不同的耐壓電流,電流過(guò)高會(huì)燒壞導(dǎo)線。

5.3 銜鐵撞擊噪聲的影響分析

為優(yōu)化其撞擊噪聲，可以以銜鐵即將與靜鐵芯碰撞時(shí)的加速度α作為電磁閥撞擊噪聲的主要分析指標(biāo)，α越小表示銜鐵對(duì)靜鐵芯的撞擊程度越小，從而產(chǎn)生的噪聲就越小。表5為銜鐵與靜鐵芯即將碰撞時(shí)的加速度極差分析。

表5 加速度極差分析

表5反映了各因素對(duì)銜鐵碰撞時(shí)的加速度的影響程度，由圖可知，各因素對(duì)撞擊噪聲的影響程度由大到小為：銜鐵質(zhì)量、運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度、線圈直徑、線圈匝數(shù)。其水平指標(biāo)關(guān)系如圖10所示。

圖10 各水平與加速度指標(biāo)的水平指標(biāo)關(guān)系Fig.10 Relationship of all levels and armature acceleration

由圖10可知，銜鐵質(zhì)量對(duì)銜鐵加速度的影響最為明顯，其他3個(gè)因素的影響程度大致相同。隨著電磁閥繞線匝數(shù)的增加，銜鐵的加速度是先增加，隨后再減小，線圈匝數(shù)1 500匝時(shí)，加速度最大。隨著運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度的增加，加速度單調(diào)增大。銜鐵質(zhì)量對(duì)加速度的影響作用最為明顯，質(zhì)量為1 g時(shí)由于加速度過(guò)大，噪聲較大因此舍棄，可以通過(guò)增大銜鐵的質(zhì)量來(lái)減小振動(dòng)強(qiáng)度。

5.4 電磁閥線圈可靠性的影響分析

以通電后線圈最大功耗P作為電磁閥升溫情況的主要分析指標(biāo)[19]。最大功耗P越小，驅(qū)動(dòng)電流越小，升溫越低，則電磁閥的安全可靠性越好[20]，并能減少電量消耗。表6為電磁閥工作過(guò)程中最大功耗的極差分析。

表6 功耗極差分析

表6反映了各因素對(duì)電磁閥最大功耗的影響程度，由圖可知，各因素對(duì)功耗的影響由大到小為：線圈匝數(shù)、線圈直徑、銜鐵質(zhì)量、運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度。其水平指標(biāo)關(guān)系如圖11所示。

圖11 各水平與功耗指標(biāo)的水平指標(biāo)關(guān)系Fig.11 Relationship of all levels and power dissipation

圖11反映了各水平指標(biāo)對(duì)電磁閥功耗的影響，對(duì)功耗影響最大的為線圈的匝數(shù)與直徑。匝數(shù)與功耗呈反比，增加匝數(shù)，在激勵(lì)電壓不變的情況下，能大幅降低運(yùn)動(dòng)極限位置下的保持電流，因此功耗降低，可以減少線圈因發(fā)熱而產(chǎn)生故障的可能。功耗與線圈直徑則呈正相關(guān)關(guān)系，因?yàn)樵黾泳€圈直徑會(huì)減小線圈的電阻，隨線圈直徑增加，電路中電流增大，功耗增加。銜鐵的運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度與質(zhì)量對(duì)功耗的影響程度較小。

5.5 綜合指標(biāo)分析及結(jié)果

表7 各方案下的綜合指標(biāo)

圖12 各水平與綜合指標(biāo)的水平指標(biāo)關(guān)系Fig.12 Relationship of all levels with comprehensive index

由圖12可知，各因素水平對(duì)綜合指標(biāo)的影響由大到小為：運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度、銜鐵質(zhì)量、線圈直徑、線圈匝數(shù)。以綜合指標(biāo)為指標(biāo)的最優(yōu)結(jié)果為方案A2B1C4D2。對(duì)照正交表中模擬方案可知，該最優(yōu)方案并不是正交設(shè)計(jì)表中的設(shè)計(jì)方案，因此，需要對(duì)該最優(yōu)方案進(jìn)行進(jìn)一步校核。該最優(yōu)方案的模擬結(jié)果如圖13所示。

圖13 方案A2B1C4D2與原始方案電流變化Fig.13 Current changes of A2B1C4D2 and original schemes

模擬分析可知，在方案A2B1C4D2下，銜鐵開(kāi)啟時(shí)間為5.25 ms，閉合時(shí)間為12.5 ms，碰撞時(shí)加速度為2.74 N/g，能耗為7.4 W，綜合指標(biāo)為0.69。由表7可知，方案A2B1C4D2的綜合指標(biāo)比其他模擬方案都小。

原始方案開(kāi)啟時(shí)間為8 ms，閉合時(shí)間為13.5 ms，撞擊加速度為11.3 N/g，能耗為6.5 W，綜合指標(biāo)為1.22。相比于原始方案，方案A2B1C4D2下開(kāi)啟時(shí)間縮短2.75 ms，閉合時(shí)間縮短1 ms，撞擊加速度減少8.56 N/g，綜合指標(biāo)減小0.53，但其能耗增大了0.9 W。由方案A2B1C4D2的電流極值0.55 A可知，其符合銅芯電線的載流量要求，綜合分析可知，方案A2B1C4D2為最優(yōu)方案。

綜上可知，在考慮電磁閥開(kāi)啟響應(yīng)時(shí)間、噪聲與功耗的前提下，響應(yīng)特性最優(yōu)方案為A2B1C4D2,即線圈匝數(shù)1 200匝，運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度0.5 mm，銜鐵質(zhì)量7 g，線圈直徑0.25 mm。此時(shí)其綜合性能最好。

6 最優(yōu)方案的試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證最優(yōu)方案的可信性，本文先按照最優(yōu)方案進(jìn)行原始電磁閥的結(jié)構(gòu)改造，并分別進(jìn)行最優(yōu)方案的響應(yīng)特性、撞擊噪聲以及可靠性的試驗(yàn)驗(yàn)證。其中響應(yīng)特性和撞擊噪聲的試驗(yàn)方法與模擬結(jié)果可信性的驗(yàn)證方法相同，可靠性試驗(yàn)按照機(jī)械行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JB/T 57209—1994(2005復(fù)審)來(lái)進(jìn)行。

最優(yōu)方案的試驗(yàn)驗(yàn)證中，試驗(yàn)測(cè)量所用裝置與圖4所示裝置相同，所用聲級(jí)計(jì)型號(hào)為AWA6288，該聲級(jí)計(jì)的響應(yīng)頻率更高。同時(shí)，為驗(yàn)證最優(yōu)電磁閥的可靠性，驗(yàn)證試驗(yàn)持續(xù)1 h，無(wú)線圈發(fā)熱現(xiàn)象。試驗(yàn)測(cè)得的噪聲波形如圖14所示。

圖14 最優(yōu)方案的驗(yàn)證試驗(yàn)噪聲波形結(jié)果Fig.14 Test results of optimal solution

由驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果可知，最優(yōu)方案下的電磁閥開(kāi)啟時(shí)間試驗(yàn)值為5.3 ms，相比于模擬值5.25 ms的誤差為0.9%，這表明本文的數(shù)值模擬方法精度較高，模擬結(jié)果準(zhǔn)確可信。對(duì)比最優(yōu)方案和原始方案試驗(yàn)結(jié)果可知，開(kāi)啟時(shí)間優(yōu)化后為5.3 ms，優(yōu)化前為8 ms，響應(yīng)增快2.7 ms；閉合時(shí)間優(yōu)化后為13.5 ms，優(yōu)化前為17.5 ms，縮短4 ms；線圈電流直接影響電磁閥的可靠性及能耗，本文驗(yàn)證試驗(yàn)無(wú)法直接測(cè)得電磁閥線圈電流隨時(shí)間變化的趨勢(shì)，可通過(guò)測(cè)得線圈電阻來(lái)計(jì)算最大功耗，其電阻為25 Ω，試驗(yàn)中矩形波電壓峰值為13.5 V，經(jīng)計(jì)算得最大電流為0.54 A，相比原始方案電流略有提升，最大功耗為7.2 W。優(yōu)化后電磁閥開(kāi)啟時(shí)撞擊噪聲為65 dBA,相比于原始測(cè)量值78 dBA，減小了16.7%；回位撞擊噪聲為52 dBA，比原始測(cè)量值59 dBA降低7 dBA，減少了11.8%。經(jīng)整車測(cè)試，該優(yōu)化方案獲得了較好的實(shí)際應(yīng)用。

7 結(jié)論

(1)不同靜鐵芯材料模擬對(duì)電磁閥響應(yīng)特性的研究表明，靜鐵芯的飽和磁感應(yīng)對(duì)其開(kāi)啟時(shí)間有著一定的影響，在3種靜鐵芯材料中，靜鐵芯材料DT4能縮短銜鐵的開(kāi)啟和閉合時(shí)間，是本文電磁閥的靜鐵芯首選材料。

(2)通過(guò)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)電磁閥的開(kāi)啟時(shí)間、撞擊噪聲與功耗的影響研究可知，各因素水平對(duì)綜合指標(biāo)的影響由大到小為運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度、銜鐵質(zhì)量、線圈直徑、線圈匝數(shù)。線圈匝數(shù)1 200匝、運(yùn)動(dòng)氣隙長(zhǎng)度0.5 mm、銜鐵質(zhì)量7 g、線圈直徑0.25 mm時(shí)，電磁閥綜合性能最佳。

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Optimization on Integrated Performance of Solenoid Valve in Fuel Evaporation System Based on Orthogonal Design

WANG Zhaowen1BAI Guojun1HUANG Sheng1CHI Hao1ZHANG Xinhua1ZHANG Peng2

(1.SchoolofEnergyandPowerEngineering,HuazhongUniversityofScienceandTechnology,Wuhan430074,China2.TechnologyCentre,ChongqingHongjiangMachineryCo.,Ltd.,Chongqing402162,China)

The rapid prosperity of automotive market in China poses serious environmental problems. Therefore, combustion emissions such as NOxand soot draw much attention in recent years. However, in addition to them, fuel evaporation emissions account for large proportion of pollution from automobiles. The fuel evaporation control system in the gasoline-engine vehicle effectively inhibits the fuel vapor emission, which is beneficial to both pollution reduction and improvement of heat efficiency. Solenoid valve is one of the key parts in the fuel evaporation control system. It can accurately control the mass of gasoline vapor which strip out from the carbon canister by opening or closing the solenoid valve and ensure the smooth operation of the gasoline engine. Dynamic response characteristics of the solenoid valve have an important influence on the capacity of inhaling gasoline vapor into the intake manifold, thereby it attracts much attention. Actually, due to advantages such as structural simplicity, rapid action, low manufacturing cost and low energy consumption, solenoid valves are widely used in machinery, vehicle, aerospace and other industries. The effects of coil number of turns, wire diameter, core materials and armature mass on the response behavior, impact noise and energy consumption were explored by means of the software Ansoft Maxwell and orthogonal design method. Finally, optimization on the integrated performance of the solenoid valve was achieved to get the best comprehensive performance.

fuel evaporation system; solenoid valve; response characteristics; integrated optimization; orthogonal design

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.04.043

2016-08-11

2016-09-01

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51576083)

王兆文(1978—)，講師，主要從事內(nèi)燃機(jī)性能、流動(dòng)、燃燒和排放控制研究，E-mail: wangzhaowen1978@163.com

TK413.8; TH134

A

1000-1298(2017)04-0327-08