動(dòng)鐵式電磁調(diào)速執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性影響因素分析

趙文圣，劉 鵬，鄧家福，范立云，徐 進(jìn)

(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 汽車與機(jī)械工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410114；2.河南柴油機(jī)重工有限責(zé)任公司，洛陽(yáng) 471039；3.哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

0 概述

柴油機(jī)的穩(wěn)定運(yùn)行直接影響其動(dòng)力系統(tǒng)的安全及柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性、排放等性能，而調(diào)速器是保障柴油機(jī)安全穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵部件[1-5]。目前關(guān)于柴油機(jī)調(diào)速器的研究主要集中在控制策略的改進(jìn)與優(yōu)化。文獻(xiàn)[6]中基于滑模變結(jié)構(gòu)控制理論設(shè)計(jì)了一種多段滑模面變結(jié)構(gòu)控制策略，能很好地抑制系統(tǒng)的超調(diào)量并具有較好的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。文獻(xiàn)[7]中提出了一種小腦模型神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)前饋負(fù)荷控制的柴油機(jī)調(diào)速策略，既能保證柴油機(jī)調(diào)速系統(tǒng)的穩(wěn)定性，又能抑制擾動(dòng)及確保系統(tǒng)具有高的響應(yīng)速度。文獻(xiàn)[8]中在傳統(tǒng)比例積分微分(proportion integration differentiation，PID)控制的基礎(chǔ)上，提出了一種非參數(shù)模型的自調(diào)整控制策略，使系統(tǒng)具有良好的魯棒性。文獻(xiàn)[9]中將粒子群算法與PID結(jié)合，設(shè)計(jì)了一種能夠自行更新PID參數(shù)的新型控制器，可以改善系統(tǒng)的收斂精度。而關(guān)于調(diào)速器的關(guān)鍵執(zhí)行器本身的研究鮮有報(bào)道，動(dòng)鐵式電磁調(diào)速執(zhí)行器因結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、性能優(yōu)越而被廣泛應(yīng)用，其動(dòng)態(tài)特性直接影響調(diào)速器的控制精度及響應(yīng)速度[10-13]；同時(shí)柴油機(jī)特別是大功率柴油機(jī)用的動(dòng)鐵式電磁執(zhí)行器具有大位移、高精度等特點(diǎn)，有別于其他相關(guān)領(lǐng)域(如液壓領(lǐng)域)的動(dòng)鐵式電磁執(zhí)行器[14-15]。本文中采用數(shù)值模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究分析了動(dòng)鐵式電磁調(diào)速執(zhí)行器的動(dòng)態(tài)性能，揭示了關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律，為動(dòng)鐵式電磁調(diào)速執(zhí)行器(以下簡(jiǎn)稱電磁調(diào)速執(zhí)行器)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論參考。

1 電磁調(diào)速執(zhí)行器的結(jié)構(gòu)及原理

圖1是電磁調(diào)速執(zhí)行器的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖，主要包括執(zhí)行器殼體、比例電磁鐵殼體、比例電磁鐵電樞、線圈骨架、線圈、復(fù)位彈簧、復(fù)位彈簧擋圈、傳動(dòng)軸及執(zhí)行器蓋等。當(dāng)線圈通入電流，比例電磁鐵殼體、比例電磁鐵電樞、線圈骨架被磁化，在比例電磁鐵電樞、線圈骨架之間產(chǎn)生電磁吸力。當(dāng)電磁吸力隨著電流的增加大于復(fù)位彈簧作用力時(shí)，比例電磁鐵電樞帶動(dòng)傳動(dòng)軸向線圈骨架方向運(yùn)動(dòng)；當(dāng)電磁吸力與復(fù)位彈簧作用力相等時(shí)，傳動(dòng)軸處于穩(wěn)定位移；當(dāng)電磁吸力隨著電流的降低小于復(fù)位彈簧作用力時(shí)，傳動(dòng)軸往回運(yùn)動(dòng)。由于傳動(dòng)軸作用于柴油機(jī)噴油泵的齒條或齒桿，進(jìn)而可以調(diào)節(jié)燃油的供給量，達(dá)到對(duì)柴油機(jī)轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)。

圖1 電磁調(diào)速執(zhí)行器結(jié)構(gòu)示意圖

2 電磁調(diào)速執(zhí)行器仿真模型的建立

電磁調(diào)速執(zhí)行器系統(tǒng)涉及電路、磁場(chǎng)及機(jī)械運(yùn)動(dòng)過程，其動(dòng)態(tài)特性是各場(chǎng)綜合作用的結(jié)果。系統(tǒng)場(chǎng)路耦合關(guān)系如圖2所示。電路為磁場(chǎng)提供激勵(lì)電流，磁場(chǎng)進(jìn)而產(chǎn)生電磁力作用于運(yùn)動(dòng)件；運(yùn)動(dòng)件的動(dòng)作反過來又引起磁場(chǎng)磁鏈變化率發(fā)生改變，進(jìn)而使得電路提供給磁場(chǎng)的激勵(lì)電流發(fā)生變化，如此循環(huán)[16]。

圖2 電磁調(diào)速執(zhí)行器系統(tǒng)場(chǎng)路耦合關(guān)系

電磁調(diào)速執(zhí)行器采用24 V直流電源進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，通過脈沖寬度調(diào)制(pulse width modulation, PWM)形式對(duì)電流大小進(jìn)行調(diào)制，進(jìn)而控制執(zhí)行器傳動(dòng)軸的行程，其等效電路如圖3所示。圖中，L為線圈，D為二級(jí)管，Q為開關(guān)三極管，R為電阻。電路控制方程為：

圖3 驅(qū)動(dòng)電路簡(jiǎn)圖

(1)

式中，U為電源電壓；i為線圈電流；R為回路電阻R的阻值；Ψ為線圈磁鏈；t為時(shí)間。

由麥克斯韋方程組得電磁系統(tǒng)控制方程為：

(2)

磁鏈Ψ和電磁吸力Fmag(采用虛功原理計(jì)算)的表達(dá)式分別見式(3)、式(4)[17]。

(3)

(4)

式中，s為磁通面積；y為虛擬的傳動(dòng)軸位移；V為包裹電樞及傳動(dòng)軸的空間。

電磁調(diào)速執(zhí)行器系統(tǒng)可等效為執(zhí)行器運(yùn)動(dòng)部件、彈簧等構(gòu)成的質(zhì)量-彈簧-阻尼系統(tǒng)，如圖4所示。將電樞、傳動(dòng)軸等運(yùn)動(dòng)部件視為一質(zhì)量塊，復(fù)位彈簧為理想彈簧，主要受力包括電磁吸力Fmag、負(fù)載力FL、彈簧力Fspr及阻尼力Ff。圖中，kspr為彈簧剛度，m為運(yùn)動(dòng)件質(zhì)量。

圖4 機(jī)械運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)等效模型

機(jī)械運(yùn)動(dòng)控制方程為：

(5)

式中，x為運(yùn)動(dòng)件位移；F0為彈簧預(yù)緊力；kv為黏滯阻尼系數(shù)。

采用時(shí)步有限元方法，對(duì)控制方程(1)～方程(5)進(jìn)行聯(lián)合求解，可得執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性。本文中應(yīng)用ANSYS Maxwell專業(yè)電磁仿真軟件和ANSYS Simplorer機(jī)電系統(tǒng)多物理域系統(tǒng)仿真軟件進(jìn)行聯(lián)合仿真來實(shí)現(xiàn)上述控制方程的求解。

3 電磁調(diào)速執(zhí)行器仿真模型的驗(yàn)證

由電磁調(diào)速執(zhí)行器系統(tǒng)的場(chǎng)路耦合關(guān)系分析可知，“磁”系統(tǒng)是實(shí)現(xiàn)電-機(jī)功能轉(zhuǎn)換的關(guān)鍵，磁場(chǎng)的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)是模型建立的核心，而電磁力反映了磁場(chǎng)作用的結(jié)果。因此，通過對(duì)執(zhí)行器電磁力的測(cè)試與仿真對(duì)比來驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。圖5為執(zhí)行器電磁力試驗(yàn)測(cè)試平臺(tái)，其主要由臺(tái)架、力傳感器、穩(wěn)壓驅(qū)動(dòng)電源、測(cè)力顯示控制儀表、百分表等組成。表1為主要設(shè)備信息。試驗(yàn)時(shí)將執(zhí)行器和力傳感器分別固定在試驗(yàn)臺(tái)架的固定端和自由端，執(zhí)行器傳動(dòng)軸與力傳感器位于同一直線上。執(zhí)行器的行程可通過臺(tái)架自由端進(jìn)行調(diào)節(jié)，當(dāng)自由端移動(dòng)到設(shè)定的工作行程位置時(shí)(卡尺測(cè)定)，將其鎖死。當(dāng)給執(zhí)行器線圈通恒定驅(qū)動(dòng)電流(驅(qū)動(dòng)電流大小由穩(wěn)壓驅(qū)動(dòng)電源進(jìn)行調(diào)制輸出)時(shí)，電樞受到電磁力作用，帶動(dòng)傳動(dòng)軸運(yùn)動(dòng)到設(shè)定工作行程位置處(由百分表讀出執(zhí)行器傳動(dòng)軸實(shí)際行程)，并與力傳感器接觸使力傳感器產(chǎn)生微弱電壓信號(hào)，送入測(cè)力顯示控制儀表進(jìn)行放大處理進(jìn)而顯示得到輸出電磁力的大小。

表1 電磁調(diào)速執(zhí)行器測(cè)試裝置主要設(shè)備

圖5 電磁調(diào)速執(zhí)行器測(cè)試裝置

圖6是兩種工作行程(5 mm、10 mm)情況下，仿真計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試電磁力的對(duì)比情況。由圖6可知，仿真計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果曲線具有較好的一致性，最大誤差為7%。產(chǎn)生誤差的主要原因是由于執(zhí)行器比例電磁鐵電樞、線圈骨架及殼體為軟磁材料，其磁滯回線較窄，仿真計(jì)算忽略了材料的磁滯作用，采用初始磁化曲線替代了實(shí)際的磁化曲線，而兩者存在一定偏差；同時(shí)由于制造過程中的熱處理及工作時(shí)溫升會(huì)導(dǎo)致材料磁導(dǎo)率發(fā)生變化，進(jìn)而使得仿真計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果存在差異。由于整體仿真計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果一致性較好，且誤差在可接受范圍之內(nèi)，可采用該模型進(jìn)行相關(guān)研究。

圖6 試驗(yàn)與仿真結(jié)果的對(duì)比

4 電磁調(diào)速執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性分析

4.1 工作特性分析

表2是執(zhí)行器動(dòng)態(tài)仿真設(shè)置的基本運(yùn)動(dòng)參數(shù)，圖7是不同占空比PWM控制下的執(zhí)行器動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程。由圖7(a)可知，對(duì)于吸合過程(即電樞從未通電時(shí)的初始位置到通電后運(yùn)動(dòng)到與負(fù)載力平衡的過程)，當(dāng)PWM占空比小于0.3時(shí)，電樞無法啟動(dòng)即對(duì)外無輸出行程；當(dāng)PWM占空比繼續(xù)增大，電樞開始運(yùn)動(dòng)，并且隨著PWM占空比的增大執(zhí)行器對(duì)外輸出行程也增大；但當(dāng)PWM占空比大于0.6時(shí)，執(zhí)行器對(duì)外輸出行程保持不變，達(dá)到最大20 mm。即在該負(fù)載情況下PWM有效占空比在0.3～0.6之間。同時(shí)由圖7(a)可知，PWM占空比越大，電樞運(yùn)動(dòng)延遲時(shí)間越短，且響應(yīng)速度越快，因此初始階段可以以大占空比或滿占空比來加快執(zhí)行器的動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度，但是不宜以大占空比來維持滿行程的輸出，否則會(huì)由于驅(qū)動(dòng)電流過大，執(zhí)行器比例電磁鐵進(jìn)入磁飽和程度，導(dǎo)致電樞回位過程電磁力衰減變緩，響應(yīng)速度變慢。此外，對(duì)比圖7(a)和圖7(b)可以發(fā)現(xiàn)，在相同占空比的情況下，執(zhí)行器比例電磁鐵電樞吸合過程和回位過程最后穩(wěn)定輸出的行程存在差別。這是由于電磁調(diào)速執(zhí)行器吸力特性的非線性導(dǎo)致的，電磁吸力隨位移的變化存在波動(dòng)，因此提升執(zhí)行器的位移-力的水平特性對(duì)提高執(zhí)行器行程輸出的線性控制具有重要意義。

表2 執(zhí)行器比例電磁鐵基本運(yùn)動(dòng)參數(shù)

圖7 不同占空比PWM控制下的執(zhí)行器動(dòng)態(tài)工作過程

4.2 特性參數(shù)的影響

當(dāng)電磁調(diào)速執(zhí)行器幾何結(jié)構(gòu)確定時(shí)，影響其動(dòng)態(tài)特性(動(dòng)態(tài)輸出位移的大小及響應(yīng)速度)的參數(shù)主要包括表2所述的PWM頻率、彈簧預(yù)緊力、彈簧剛度、負(fù)載大小、線圈匝數(shù)及導(dǎo)磁材料。當(dāng)研究其中某參數(shù)的影響時(shí)，其他參數(shù)保持為表2中對(duì)應(yīng)的參數(shù)值，同時(shí)當(dāng)仿真時(shí)間小于1 s時(shí)PWM占空比取0.5，仿真時(shí)間大于1 s時(shí)PWM占空比取0.3。

4.2.1 PWM頻率的影響

圖8是PWM頻率對(duì)執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性的影響。由圖可知，當(dāng)PWM頻率小于一定值時(shí)，其對(duì)外輸出的行程會(huì)出現(xiàn)波動(dòng)現(xiàn)象，同時(shí)對(duì)外輸出的行程大于其他高頻PWM對(duì)外輸出的行程；而當(dāng)PWM頻率大于一定值時(shí)，其對(duì)外輸出的行程基本保持穩(wěn)定不變。這是因?yàn)镻WM頻率較小時(shí)，電流波動(dòng)幅度較大，進(jìn)而導(dǎo)致電磁力產(chǎn)生較大波動(dòng)，當(dāng)電磁力的波動(dòng)幅度大于負(fù)載力時(shí)，會(huì)導(dǎo)致執(zhí)行器對(duì)外輸出的行程產(chǎn)生波動(dòng)；而隨著PWM頻率的升高，電流波動(dòng)幅度減小，電磁力的波動(dòng)幅度也減小，當(dāng)電磁力波動(dòng)幅度小于負(fù)載力時(shí)執(zhí)行器對(duì)外輸出穩(wěn)定的行程。因此，當(dāng)負(fù)載一定時(shí)，在保證執(zhí)行器對(duì)外輸出穩(wěn)定的行程時(shí)，盡量選擇較小的PWM頻率，以減小對(duì)電路開關(guān)元器件的要求；此外隨著負(fù)載的增大，PWM頻率可進(jìn)一步降低。

圖8 PWM頻率對(duì)動(dòng)態(tài)特性的影響

4.2.2 復(fù)位彈簧預(yù)緊力的影響

圖9是復(fù)位彈簧預(yù)緊力對(duì)執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性的影響。由圖可知，隨著復(fù)位彈簧預(yù)緊力的增大，電樞的啟動(dòng)響應(yīng)時(shí)間延長(zhǎng)，對(duì)外輸出的行程也減小，同時(shí)過小或過大的彈簧預(yù)緊力在相同PWM占空比控制范圍內(nèi)會(huì)縮小執(zhí)行器對(duì)外輸出的行程范圍。這是因?yàn)閺?fù)位彈簧預(yù)緊力越大，電樞啟動(dòng)響應(yīng)所需要的電流越大，因此啟動(dòng)響應(yīng)時(shí)間也越長(zhǎng)；同時(shí)電磁力與負(fù)載力一定時(shí)，預(yù)緊力越大，電樞處于力平衡狀態(tài)時(shí)彈簧的壓縮量也將減小，因此對(duì)外輸出的行程也減小。此外，復(fù)位彈簧預(yù)緊力過大，會(huì)導(dǎo)致最大PWM占空比時(shí)執(zhí)行器對(duì)外輸出的行程減小，同時(shí)小PWM占空比失效；復(fù)位彈簧預(yù)緊力過小，則會(huì)導(dǎo)致大PWM占空比失效，小PWM占空比時(shí)回位行程較短，同時(shí)回位速度降低。另一方面，增大復(fù)位彈簧預(yù)緊力，在保證相同輸出行程的情況下需提高PWM占空比，則會(huì)導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)功耗的增加，線圈發(fā)熱量增加；減小彈簧預(yù)緊力的話則會(huì)導(dǎo)致電樞回位的速度降低。綜上，彈簧預(yù)緊力的選擇需要綜合考慮。

圖9 復(fù)位彈簧預(yù)緊力對(duì)動(dòng)態(tài)特性的影響

4.2.3 復(fù)位彈簧剛度的影響

圖10是復(fù)位彈簧剛度對(duì)執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性的影響。其影響規(guī)律與預(yù)緊力的影響規(guī)律相似，隨著復(fù)位彈簧剛度的增大，執(zhí)行器對(duì)外輸出的行程減小，同時(shí)過小或過大的彈簧剛度在相同PWM占空比控制范圍內(nèi)會(huì)縮小執(zhí)行器對(duì)外輸出的行程范圍。這是因?yàn)樵陔姶帕εc負(fù)載力一定時(shí)，隨著彈簧剛度增大，電樞處于力平衡狀態(tài)時(shí)彈簧的壓縮量將減小，因此對(duì)外輸出的行程也減小；而復(fù)位彈簧剛度過大，則會(huì)導(dǎo)致最大PWM占空比時(shí)執(zhí)行器對(duì)外輸出的行程減小，同時(shí)小PWM占空比失效；復(fù)位彈簧剛度過小，則會(huì)導(dǎo)致大PWM占空比失效，小PWM占空比時(shí)回位行程較短，同時(shí)回位速度降低。此外，增大復(fù)位彈簧剛度，在保證相同輸出行程的情況下需提高PWM占空比，會(huì)導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)功耗的增加，線圈發(fā)熱量增加；減小彈簧剛度則會(huì)導(dǎo)致電樞回位的速度降低。綜上可知，彈簧剛度的選擇同樣需要綜合考慮。

圖10 復(fù)位彈簧剛度對(duì)動(dòng)態(tài)特性的影響

4.2.4 負(fù)載大小的影響

圖11是負(fù)載(噴油泵拉桿阻力)大小對(duì)執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性的影響。隨著負(fù)載力的增大，電樞啟動(dòng)和回位時(shí)間均延長(zhǎng)，響應(yīng)速度減慢，并且負(fù)載力越大，對(duì)響應(yīng)速度的影響越明顯，同時(shí)隨著負(fù)載力的增大，執(zhí)行器對(duì)外輸出行程的波動(dòng)幅度減小。這是因?yàn)樨?fù)載力越大，電樞啟動(dòng)需克服的阻力越大，相應(yīng)的啟動(dòng)電流也越大，所以啟動(dòng)響應(yīng)時(shí)間延長(zhǎng)，同時(shí)阻力越大，電樞運(yùn)動(dòng)的加速越慢，所以整體運(yùn)動(dòng)響應(yīng)速度越慢。此外，由于執(zhí)行器采用PWM驅(qū)動(dòng)控制，電流存在波動(dòng)，電磁力也因此會(huì)在動(dòng)態(tài)平衡位置產(chǎn)生波動(dòng)，而負(fù)載力越大，消耗的功也越大，所以波動(dòng)幅度衰減就越快。

圖11 負(fù)載對(duì)動(dòng)態(tài)特性的影響

4.2.5 線圈匝數(shù)的影響

圖12是線圈匝數(shù)對(duì)執(zhí)行器比例電磁鐵動(dòng)態(tài)特性的影響，線圈匝數(shù)改變時(shí)保持徑向?qū)訑?shù)不變，增減軸向的繞制圈數(shù)，線圈電阻近似與匝數(shù)成正比。由圖12可知，隨著線圈匝數(shù)的增多，執(zhí)行器比例電磁鐵響應(yīng)速度減慢，但最終穩(wěn)定輸出的行程相同。這是因?yàn)殡S著匝數(shù)增多，線圈電感增大，導(dǎo)致電流上升速度減慢，使得磁勢(shì)(安匝數(shù))增加變慢，所以電磁力的增加速度變慢，執(zhí)行器的響應(yīng)速度變慢；但是由于線圈電阻與匝數(shù)成正比，在驅(qū)動(dòng)電壓不變的情況下，穩(wěn)定時(shí)系統(tǒng)的磁勢(shì)基本相等，平均輸出的電磁力接近，所以最終穩(wěn)定輸出的行程相同。另外，在驅(qū)動(dòng)電壓不變的情況，線圈的歐姆損耗功率與線圈的電阻成反比，所以線圈匝數(shù)越多，線圈產(chǎn)生的焦耳熱越小。綜上，在滿足溫升要求的情況，建議采用相對(duì)少的線圈匝數(shù)，以提高執(zhí)行器的動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度。

圖12 線圈匝數(shù)對(duì)動(dòng)態(tài)特性的影響

4.2.6 導(dǎo)磁材料的影響

圖13是導(dǎo)磁材料對(duì)執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性的影響。由圖13可知，比例電磁鐵采用鈷鐵合金Vacoflux 18HR軟磁材料的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性優(yōu)于DT4C電工純鐵材料的，但后者的輸出行程較前者大，此外，Vacoflux 18HR比例電磁鐵的電流和電磁力波動(dòng)相對(duì)比較小。這是因?yàn)閂acoflux 18HR材料的電阻率較DT4C大，渦流效應(yīng)相對(duì)較弱，電磁力提升較DT4C比例電磁鐵更迅速，所以響應(yīng)速度更快；同時(shí)由于渦流效應(yīng)弱，系統(tǒng)的電感較DT4C比例電磁鐵的大，所以電流波動(dòng)幅度減小，進(jìn)而電磁力的波動(dòng)也減小，更加有利于輸出行程的快速穩(wěn)定控制；但是Vacoflux 18HR的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度較DT4C低，所以最大輸出電磁力前者相對(duì)較小。因此，在滿足最大輸出電磁力的情況，執(zhí)行器比例電磁鐵宜選用Vacoflux 18HR軟磁材料。

圖13 導(dǎo)磁材料對(duì)動(dòng)態(tài)特性的影響

5 結(jié)論

(1)建立了電磁調(diào)速執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性數(shù)值仿真模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的精度，其最大誤差為7%，為電磁調(diào)速執(zhí)行器動(dòng)態(tài)特性的研究提供了平臺(tái)。

(2)在電磁調(diào)速執(zhí)行器電樞初始運(yùn)動(dòng)階段可以采用大占空比或滿占空比來加快執(zhí)行器的動(dòng)態(tài)輸出，以較小的占空比來維持滿行程的輸出以提高執(zhí)行器的動(dòng)態(tài)回位速度，同時(shí)改善執(zhí)行器的位移-力的水平特性有助于提高執(zhí)行器行程輸出的線性度。

(3)在保證執(zhí)行器對(duì)外輸出穩(wěn)定的行程時(shí)，宜選擇較小的PWM頻率以減小對(duì)電路開關(guān)元器件的要求；同時(shí)在滿足溫升要求的情況下，建議采用相對(duì)少的線圈匝數(shù)以提高執(zhí)行器的動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度；另外需權(quán)衡考慮復(fù)位彈簧預(yù)緊力與彈簧剛度的影響，執(zhí)行器比例電磁鐵采用Vacoflux 18HR材料可獲得比采用DT4C材料更好的動(dòng)態(tài)性能。